201411_pspaw.pdf 70 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 ocena możliwości wykorzystania tomografii komputerowej ct do badania betonów nawierzchniowych assessment of the possibilities of using computed tomography ct to examine concrete paving mgr inż. artur kułaszka, mgr inż. danuta kowalska, mgr inż. marek chalimoniuk, dr inż. mariusz wesołowski – itwl warszawa autor korespondencyjny/corresponding author: artur.kulaszka@itwl.pl wstęp obecnie prowadzone są badania nad możliwością zastosowania tomografii komputerowej ct do oceny struktury całego spektrum materiałów, takich jak stopy metaliczne, polimery, kompozyty oraz do oceny całych zespołów o złożonej budowie i skomplikowanej konstrukcji. metoda ta jest szeroko wykorzystywana w przemyśle w procesie kontroli jakości produkcji jako metoda nieniszcząca ndt oraz w ramach profilaktycznych badań diagnostycznych. wykorzystując metodę rentgenowskiej tomografii komputerowej (x-ray ct) przeprowadzono także badania betonów nawierzchniowych w celu określenia jej przydatności i porównania z wynikami badań otrzymywanymi w tradycyjny sposób. podstawową metodą badania struktury betonu jest jakościowa analiza obrazu jego struktury, a następnie komputerowa analiza obrazu, prowadząca do wyników ilościowych [2]. korzystając z praw stereologii można uzyskać informacje o budowie przestrzennej na podstawie płaskich obrazów, uzyskanych na odpowiednio przygotowanych powierzchniach próbek. obrazy płaskie otrzymane na różnych głębokościach, pozwalają ocenić przestrzenny rozkład badanych obiektów. powszechnie stosowaną metodą badania struktury napowietrzenia dojrzałego betonu jest metoda opisana w pn-en 480-11:2008 [1] oraz astm c457/c457m-12 [3]. ocena rozkładu, rozmiaru i kształtu porów ma decydujący wpływ m.in. na wnioskowanie o trwałości betonu. uważa się, że struktura powstałych porów stanowi skuteczne zabezpieczenie przed szkodliwym działaniem mrozu jeżeli całkowita zawartość powietrza w betonie zawarta jest między 4÷7%, średnia odległość do najbliższego pora powietrznego (spacing factor) poniżej 0,20 lub 0,22 mm, powierzchnia właściwa systemu porów α w przedziale 16÷24 mm-1, minimalna zawartość powietrza w porach mniejszych niż 0,3 mm (a300) conajmniej 1,5% [2]. pory powstałe przypadkowo w wyniku nieodpowiedniego doboru składników lub niewłaściwej technologii mieszania i układania mieszanki betonowej są szkodliwe z uwagi na wytrzymałość i szczelność betonu oraz jego mrozoodporność. metoda tomografii komputerowej (ct) tomografia komputerowa (computed tomography – ct) jest rodzajem spektroskopii rentgenowskiej pozwalającą na uzyskanie obrazów tomograficznych (przekrojów) badanego obiektu, a następnie przedstawieniu jego obrazu przestrzennego (3d) z wielu ujęć płaskich (2d) wykonanych w różnych położeniach [4]. obrazy tomograficzne zawierają informacje artur kułaszka danuta kowalska marek chalimoniuk mariusz wesołowski 71przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 o położeniu i cechach absorbujących w obiekcie i są dalej wykorzystywane do rekonstrukcji danych przestrzennych. dowolną różnicę w materiale wewnątrz obiektu, zmianę jego gęstości lub pory można zobrazować i zmierzyć. badanie polega na skierowaniu na badany obiekt wiązki promieniowania x i rejestracji jego natężenia po drugiej stronie na detektorze. promieniowanie rentgenowskie, podobnie jak promieniowanie z innych zakresów widma elektromagnetycznego, może być absorbowane i rozpraszane przez materię [5]. w wyniku tych procesów wiązka promieniowania ulega osłabieniu, które jest funkcją energii promieniowania, rodzaju i grubości badanego materiału. tworzenie obrazu tomograficznego [4], polega na pomiarze pochłaniania promieniowania przechodzącego przez obiekt. objętość obiektu podzielona jest na małe komórki, zwane vokselami, w których liniowy współczynnik pochłaniania promieniowania jest taki sam. obliczenie rozkładu współczynników pochłaniania promieniowania dokonywana jest przez komputer. badania próbek betonowych obejmowały badania rys. 1. widok: a) tomografu komputerowego v/tome/x firmy ge, b) program do obróbki danych – zrzut ekranu fig. 1 general view: a) ct scanner v/tome/x ge, b) program for data processing – screenshot a) tomograficzne, cyfrową analizę obrazu i oznaczenie całkowitej zawartości powietrza a w próbkach betonowych, oraz zawartość mikroporów a300. tomograf, przy pomocy którego wykonano badania wyposażony jest w lampę o mocy 300 kv oraz drugą lampę do nanotomografii o mocy 180 kv i rozdzielczości 0,5 μm. w przeprowadzonym badaniu badany obiekt znajdował się na stole obracającym się względem nieruchomych: lampy i detektora. stosując przestrzenną wiązkę rentgenowską i detektor panelowy, po wykonaniu przez obiekt pełnego obrotu o 360°, otrzymano pełny obraz całego przedmiotu. rekonstrukcję obrazu na stacji graficznej wykonano z wykorzystaniem programu datosx firmy ge (rys. 1). dzięki przejściu promieniowania przez cały obiekt tomografia rentgenowska pozwala na pomiary nawet bardzo złożonych obiektów z powierzchniami trudno dostępnymi oraz niewidocznymi wewnętrznymi inkluzjami i pustkami. na rysunku 2 przedstawiono obraz próbki betonowej i widok jej przekrojów w wybranej płaszczyźnie, uzyskane z wykorzystaniem metody tomografii komputerowej. rys. 2. obraz próbki betonowej uzyskany metodą tomografii komputerowej oraz przekrój w jednej z jej płaszczyzn fig. 2 concrete sample image obtained by ct and the cross section of one of its planes a) b) b) 72 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 wnioski – tomografia komputerowa stanowi obiecujące narzędzie do oceny parametrów napowietrzenia betonu po dostosowaniu metodyki badania odnośnie do przygotowania próbek i po opracowaniu programu komputerowego umożliwiającego analizę uzyskanych obrazów i wyznaczenie parametrów charakteryzujących układ porów, określonych w pn-en 480-11. – porównano wyniki badań przeprowadzonych metodą tomografii komputerowej oraz mikroskopowej analizy obrazu, betonów o różnym składzie. na podstawie przeprowadzonych badań laboratoryjnych stwierdzono, że wyniki dotyczące całkowitej zawartości powietrza otrzymane metodą tomografii komputerowej różnią się od uzyskanych metodą mikroskopowej analizy obrazu (różnica wynosi ok. 0,5 % ÷ 1,5 %), ale można je uznać za bliższe wartościom rzeczywistym, a metodę tomografii komputerowej za dokładniejszą. różnica ta wynika z poziomu obserwacji wielkości porów w napowietrzonym betonie. – metoda tomografii komputerowej może być wykorzystywana do oceny mikrostruktury napowietrzenia porów powietrznych w betonie. przewiduje się, że wprowadzenie tej metody do praktyki laboratoryjnej skróciłoby czas oczekiwania na ocenę jakości napowietrzenia betonu, co z kolei pozwoliłoby na szybsze podejmowanie decyzji dotyczących ewentualnych korekt składu betonu oraz określenia właściwej technologii jego wytwarzania i zabudowy. literatura [1] pn-en 480-11:2008 domieszki do betonu, zaprawy i zaczynu. metody badań cz.11: oznaczanie charakterystyki porów powietrznych w stwardniałym betonie. [2] a.m. brandt: diagnostyka betonu na podstawie badań struktury. 56. konferencja naukowa komitetu inżynierii lądowej i wodnej pan oraz komitetu nauki pzitb. kielce-krynica 19-24 września 2010. [3] astm c457/c457m-12 standard test method for microscopical determination of parameters of the air-void system in hardened concrete. [4] e. ratajczyk: tomografia komputerowa ct w zastosowaniach przemysłowych. cz. i idea pomiarów, główne zespoły i ich funkcje. mechanik nr 2/2011. [5] a. cygański: metody spektroskopowe w chemii analitycznej, wydawnictwo naukowo-techniczne, warszawa, 1997. otrzymane wyniki porównano z wynikami otrzymanymi tradycyjną metodą badania struktury porów powietrznych tzw. metody trawersowej, gdzie obserwacje prowadzi się wzdłuż linii pomiarowych przebiegających równolegle do pierwotnej, odsłoniętej górnej powierzchni. rejestruje się w niej liczbę porów powietrznych przeciętych tymi liniami pomiarowymi oraz długość każdej cięciwy poru. analiza matematyczna zarejestrowanych danych umożliwia opisanie systemu porów powietrznych za pomocą wymaganych parametrów. oznaczone dwoma metodami wartości całkowitej zawartości powietrza w próbkach różnią się max. o 1%. uzyskana różnica może wynikać z faktu, że metoda tomografii komputerowej obejmowała analizę 3d, ww. związku z czym można uznać, że uzyskane parametry stanowią lepsze przybliżenie rzeczywistej mikrostruktury betonu, gdyż zostały obliczone na podstawie pomiaru rzeczywistych średnic pustek powietrznych. natomiast wyniki uzyskane na podstawie pomiarów cięciw pustek powietrznych obserwowanych na zgładzie betonu zgodnie z badaniem normowym zawierają błędy wynikające z samych założeń metody pomiarowej. miesięczne i roczne spisy treści oraz streszczenia artykułów  opublikowanych w przeglądzie spawalnictwa  są dostępne na stronie internetowej: www.pspaw.pl 201506_pspaw.pdf 9przegląd spawalnictwa vol. 87  6/2015 badanie własności złączy ze stali s690ql spawanej metodą mag testing of properties of gma welded s690ql steel dr inż. artur lange, dr inż. piotr białucki, dr inż. wiesław derlukiewicz, prof. dr hab. inż. andrzej ambroziak, mgr inż. tomasz mach, dr inż. maciej zwierzchowski – politechnika wrocławska. autor korespondencyjny/corresponding author: artur.lange@pwr.edu.pl streszczenie przedmiotem badań były złącza doczołowe ze stali s690ql o grubości 10 mm, spawane metodą mag. wykonano analizę metalograficzną złączy, określono rozkłady twardości w obszarze spoiny, przeprowadzono statyczna próbę rozciągania złączy poprzecznych i zbadano ich udarność. uzyskane spoiny posiadały niezgodności spawalnicze których wymiary graniczne odpowiadały poziomowi jakości d. maksymalna twardość złącza w strefie swc wyniosła 317 hv10, minimalny kąt gięcia próbki wyniósł 90°. wytrzymałość na rozciąganie wyniosła 853 mpa. słowa kluczowe: stal s690ql, badania wytrzymałościowe, spawanie mag abstract the subject of the research were gma welded butt joints made of 10 mm thick s690ql steel. the metallographic analysis of joints was made, hardness in the joint area was measured, the static tensile test and impact test of transverse joints conducted. joints contained imperfections with size at the d quality level. maximum hardness of the joint in the haz was 317 hv10, minimum angle of specimen bending was 90 deg. the measured tensile strength was 853 mpa. keywords: steel s690ql, strength tests, welding gma wstęp spawanie było wykonane drutem litym niskostopowy gat. g 65 4m mn3 ni1crmo według en iso 16834, firmy lincoln electric w osłonie gazu ar + 18% co2, według iso 14175 – m21 – arc-18%. energia liniowa dla warstw wypełniających wynosiła 0,50 kj/mm, a dla warstwy podpawania 0,24 kj/mm. spawanie przeprowadzono na zrobotyzowanym stanowisku motoman ea1900. spoinę wykonano w trzech ściegach z podpawaniem po szlifowaniu grani spoiny. płytę próbną pokazano na rysunku 1. pomiary twardości pomiary twardości wykonano na mikro twardościomierzu „fritz heckert” karl – marx-stadt, przy obciążeniach 98 n. układ linii pomiarowych na przekroju spoiny pokazano na rysunku 2, a wyniki pomiarów twardości przedstawiono na rysunkach 3÷5. twardość materiału rodzimego wyniosła ok. 260 hv10. w strefie wpływu ciepła twardość nieco wzrosła do ok. 320 hv10. można też zauważyć, że twardość spoiny (ok. 240 hv10) jest nieco mniejsza niż twardość materiału spawanej stali. artur lange, piotr białucki, wiesław derlukiewicz, andrzej ambroziak, tomasz mach, maciej zwierzchowski rys. 1. złącze próbne wykonane na elementach blachy ze stali s690ql fig. 1. test joint made of s690ql steel plate 10 przegląd spawalnictwa vol. 87 6/2015 według pn-en iso 15614-1 dopuszczalne maksymalne twardości w złączach spawanych ze stali 690ql, która należy do 3-tej grupy, podgrupy 3.1, stali sklasyfikowanej wg cr iso 15608, wynoszą 450 hv10 w stanie nieobrobionym cieplnie po spawaniu, a po obróbce cieplnej twardość ta nie powinna być większa niż 380 hv10. w badanym złączu bez obróbki cieplnej po spawaniu, maksymalna twardość wyniosła 318 hv10. statyczna próba rozciągania złączy, udarność i próba zginania badania wytrzymałości na rozciąganie wykonano według pn-en iso 4136 na próbkach poprzecznych pobranych ze złącza próbnego. rozciąganie przeprowadzono na maszynie wytrzymałościowej mts 810 na zakresie pomiarowym 0÷250 kn. przykładowy wykres z próby rozciągania oraz wygląd zerwanej próbki pokazano na rysunkach 6 i 7. porównanie własności stali i złączy spawanych metodą mag przedstawiono w tablicy i. jak można zauważyć na rysunku 7 przełom próbki nastąpił w materiale rodzimym stali. wytrzymałość złącza wyniosła 853 mpa. rys. 2. próbka do pomiaru twardości z naniesionymi liniami pomiarowymi fig. 2. a specimen for hardness measurement with measurement lines rys. 3. zależność twardości złącza od umiejscowienia odcisku względem osi spoiny dla pierwszej linii pomiarowej fig. 3. dependence of the hardness and the distance of the indentation from the joint axis for the first line rys. 4. zależność twardości złącza od umiejscowienia odcisku względem osi spoiny dla drugiej linii pomiarowej fig. 4. dependence of the hardness and the distance of the indentation from the joint axis for the second line rys. 5. zależność twardości złącza od umiejscowienia odcisku względem osi spoiny dla trzeciej linii pomiarowej fig. 5. dependence of the hardness and the distance of the indentation from the joint axis for the third line rys. 6. wykres rozciągania doczołowego złącza poprzecznego ze stali s690ql spawanego metodą mag fig. 6. curve of elongation of the gma welded s690ql transverse butt joints 11przegląd spawalnictwa vol. 87  6/2015 przełom próbki rozciąganej został zainicjowany na brzegu spoiny, w miejscu niewielkiego podtopienia (0,17 mm), widocznego na rysunku 2. próbę udarności wykonano na młocie charpy’ego o energii początkowej mota 100 j. zbadana udarność wyniosła 91kcv100 j/cm. wygląd próbki po próbie udarności przedstawiono na rysunku 8. przełom próbki jest matowy o cechach materiału plastycznego. na powierzchni przełomu nie są widoczne niezgodności spawalnicze. w zależności od wydłużenia względne a5. stale mające a5 < 20% zgina się do 180° na trzpieniu o średnicy wyliczanej ze wzoru: d = t*100/a – t w przypadku stali s690ql, której wydłużenie wynosi 14% trzpień powinien mieć średnicę 62 mm. z uwagi na brak takiego trzpienia próbę zginania przeprowadzono na trzpieniu o średnicy 30 mm. próba była bardzo ostra dla tej stali, a pomimo tego kąt gięcia wyniósł ponad 90° (rys. 9). badania metalograficzne badania metalograficzne wykonano na mikroskopie metalograficznym olympus k40m. struktury obserwowano w świetle widzialnym przy powiększeniach 500x na zgładach trawionych odczynnikiem nital 3%. mikrofotografie struktur występujących w badanych złączach spawanych pokazano na rysunkach 10÷13. materiał rodzimy wykazuje drobnoziarnistą strukturę ferrytyczno-perlityczną z przewagą ferrytu charakterystyczną dla niskowęglowej stali ulepszonej cieplnie (rys. 10). w strefie wpływu ciepła występują dwa obszary struktur, bliższa linii wtopienia wykazuje duży rozrost ziaren od przegrzania stali (rys. 12), natomiast dalej występuje obszar normalizacji stali z wyraźnie widocznym rozdrobnieniem ziaren (rys. 11). spoina krystalizuje w układzie dendrytycznym o strukturze ferrytyczno-perlitycznej (rys. 13). nie stwierdzono natomiast występowania twardych struktur martenzytycznych czy bainitycznych. tablica i. własności wytrzymałościowe ze stali 690ql oraz złączy spawanych metodą mag table i. strength properties of steel s690ql and joints welded by mag method próbka r0,2 min, [mpa] rm, [mpa] norma stal 690 770÷910 pn-en iso złącze spawane – 853 – rys. 7. złącze ze stali s690ql po próbie rozciągania fig. 7. s690ql steel joint after tensile test rys. 8. widok próbki złącza ze stali s690ql spawanej metodą mag po próbie udarności fig. 8. gma welded s690ql steel joint after impact test rys. 9. próbka przed i po przeprowadzeniu próby zginania fig. 9. specimen before and after bending test rys. 10. mikrostruktura materiału rodzimego stali s690ql fig. 10. microstructure of the s690ql steel as base material rys. 11. mikrostruktura strefy normalizacji pod ściegiem licowym spoiny fig. 11. microstructure of the normalization zone under the face bead wg pn-en iso 5173:2010 spawalnictwo – badania niszczące spawanych złączy metali – próby zginania, ważny jest dobór średnicy trzpienia gnącego, którą dobiera się 12 przegląd spawalnictwa vol. 87 6/2015 wnioski 1. badania wytrzymałości na rozciąganie wykazały poprawny dobór spoiwa (g 65 4m mn3 ni1crmo) do spawania metodą mag badanej stali s690ql. wytrzymałość złącza poprzecznego wyniosła 853 mpa. 2. zaostrzona próba zginania złącza poprzecznego (na trzpieniu o średnicy 30 mm, zamiast na 62 mm) wykazała kat gięcia ok. 90° co może świadczyć o jego dobrej plastyczności. udarność złącza wyniosła 91 kcv100 j/cm2. 3. pomiary twardości wykazały, że spawanie z odpowiednio dobraną energią liniową badanej stali pozwala na zapewnienie twardości w strefie wpływu ciepła niższej niż 350 hv10 bez obróbki cieplnej przed i po spawaniu pomimo wysokiego równoważnika węgla cev. 4. badania makroskopowe ujawniły niewielkie przesunięcia osiowe poszczególnych ściegów. badania mikroskopowe nie wykazały obecności twardych struktur martenzytu lub bainitu w złączu spawanym. literatura [1] pn-en iso 4136 – badania niszczące złączy spawanych metali – próba rozciągania próbek poprzecznych. [2] pn-en iso 9015-1 – badania niszczące złączy spawanych metali – badanie twardości – część 1: badanie twardości złączy spawanych łukowo. [3] pn-en iso 9016 – badania niszczące złączy spawanych metali – badanie udarności – usytuowanie próbek, kierunek karbu i badanie [4] pn-en iso 5173 – badania niszczące spoin w materiałach metalowych – badanie na zginanie. [5] mach t.: spawalność stali ulepszanych cieplnie i własności złączy spawanych. praca dyplomowa. pwr 2014r. rys. 12. mikrostruktura strefy przegrzania swc spoiny pod ściegiem licowym fig. 12. microstructure of the overheating zone of haz under the face bead rys. 13. mikrostruktura spoiny ściegu licowego fig. 13. microstructure of the face bead of the joint 201110_pspaw.pdf 8 przegląd spawalnictwa 10/2011 eugeniusz turyk igor k. senczenkow olga p. czerwinko przebiegi chwilowych zmian pola temperatury, struktur oraz stanu naprężeń spawalniczych napawanej rolki linii ciągłego odlewania stali instantaneous changes run of thermal field,  structures, stress state in the surfacing  of the continuous casting line roller dr hab. inż. eugeniusz turyk, prof. is – instytut spawalnictwa, gliwice, prof. dr hab. igor k. senczenkow, dr olga p. czerwinko – narodowa akademia nauk ukrainy, kijów. streszczenie w artykule przedstawiono wyniki numerycznego modelowania stanu naprężeń spawalniczych w rolce linii ciągłego odlewania stali napawanej warstwami ze stali austenitycznej x5crni18-10 oraz martenzytycznej x30cr13. przebiegi chwilowych zmian pola temperatury, struktur oraz stanu naprężenia rolki podczas napawania kolejnych ściegów i warstw oraz po zakończeniu napawania zestawiono w prezentacji opracowanej za pomocą modułu animacyjnego przedstawienia wyników, zastosowanego w zmodyfikowanym programie komputerowym recovery 1999. abstract a paper presents the results of numerical modeling of the stress state in a continuous steel casting roller. the austenitic stainless steel x5crni18-10 and martensitic x30cr13 layers are surfaced on the roller. instantaneous changes run of thermal field, structures, stress state of roller during bead and layers, and also after surfacing are summarized in a presentation prepared by using animation module, used in the modified recovery 1999 software. wstęp proces napawania, oprócz otrzymania wyrobu o założonym kształcie, powinien zapewnić jego cechy użytkowe przy ograniczeniu niekorzystnego wpływu naprężeń własnych. sumują się one z naprężeniami eksploatacyjnymi i w przypadku podwyższenia wielkości naprężeń sumarycznych mogą istotnie obniżyć trwałość napawanej części. zastosowanie numerycznej symulacji stanu naprężenia w warstwie napawanej daje możliwość analizy tego stanu w warstwach napawanych w zależności od technologii wielowarstwowego napawania, umożliwiając wyjaśnienie przyczyny różnic trwałości elementów napawanych przy użyciu różnych technologii, a eksploatowanych w jednakowych lub zbliżonych warunkach. problem taki występuje m.in. w przypadku rolek prowadząco-oporowych linii ciągłego odlewania stali (cos), napawanych przy użyciu różnych spawalniczych materiałów dodatkowych. badania rolek wykazały istotne różnice ilości i głębokości pęknięć eksploatacyjnych w warstwach napawanych drutem zapewniającym warstwę napawaną o składzie chromowej stali martenzytycznej x30cr13 oraz drutem zapewniającym warstwę napawaną o składzie chromowo-niklowej stali austenitycznej x5crni18-10 [1]. 9przegląd spawalnictwa 10/2011 przeprowadzono numeryczną symulację zjawisk cieplno-naprężeniowych stanu naprężenia w napawanych rolkach, w warstwie napawanej z przemianą martenzytyczną i bez tej przemiany. w celu analizy stanu naprężenia napawanych rolek zastosowano model i metodę obliczeń składu fazowego oraz stanu naprężenia w cylindrycznych częściach napawanych, z wykorzystaniem modelu bodnera-partoma i metod teorii narastania ciał termosprężysto-plastycznych [2÷4]. obliczenia udziału faz przeprowadzono w oparciu o wykresy ctpc przemian austenitu przechłodzonego podczas chłodzenia ciągłego. efekt przemian strukturalnych jest uwzględniany przez odkształcenie cieplno-strukturalne. jest ono funkcją objętości właściwej fazy i udziałów objętościowych faz. parametry modelu bodnera-partoma dla rozpatrywanych stali wyznaczono metodą obliczeniową zgodnie z [5] wg doświadczalnych wykresów rozciągania przy różnej temperaturze [6]. zadanie dotyczące stanu cieplno-mechanicznego elementów napawanych rozwiązywano za pomocą metody elementów skończonych. do obliczeń użyto zmodyfikowanego programu komputerowego recovery 1999 [7]. program ten, po zastosowaniu w nim modułu animacyjnego przedstawienia wyników, zapewnia możliwość śledzenia przebiegu chwilowych zmian pola temperatury, struktur oraz stanu naprężeń spawalniczych napawanej rolki. chwilowe zmiany pola temperatury, struktur oraz stanu naprężenia napawanej rolki przeprowadzono symulację procesów zachodzących w rolce o średnicy 126 mm wykonanej ze stali 34crmo4 napawanej warstwami o składzie chemicznym odpowiadającym chromowo-niklowej stali austenitycznej x5crni18-10 (2 warstwy) i chromowej stali martenzytycznej x30cr13 (1 warstwa). rozpatrzono model procesu napawania rolki ze stopniowym narastaniem warstw przy układaniu kolejnych ściegów pierścieniowych (rys. 1). temperatura podgrzewania wstępnego wynosi to = 300 oc. badania metalograficzne wykazały, że w strefie wpływu ciepła (swc) nie zachodzi przemiana martenzytyczna, powodująca powstawanie naprężeń strukturalnych, w związku z tym pominięto wpływ czynnika strukturalnego na poziom naprężeń w rolce. czas między układaniem kolejnych ściegów, ich wymiary, temperatura materiału, czas stygnięcia itd. dobierano w taki sposób, aby uzyskać równoważność geometrycznych, energetycznych i pozostałych parametrów procesu technologicznego. przebiegi chwilowych zmian pola temperatury, struktur (austenit, bainit, martenzyt) oraz stanu naprężenia (intensywność odkształceń plastycznych εi p, składowe naprężeń osiowych σz i obwodowych σφ, intensywność naprężeń σi oraz średnie naprężenie σ0) napawanej rolki zestawiono w prezentacji opracowanej za pomocą modułu animacyjnego przedstawienia wyników. przykładowe zbiorcze wyniki obliczeń dla 5÷7 ściegu warstwy napawanej 1÷3 przedstawiono na rysunkach 2÷6. po zakończeniu napawania pierwszej warstwy określono, że swc ma strukturę bainityczną, a struktura rozkładu naprężeń ma charakter „komórkowy”, tj. odpowiadający poszczególnym rys. 1. schemat napawania – układ ściegów w warstwie 1 i 2 fig. 1. surfacing plan – bead sequence in the 1 and 2 layer rys. 2. pole temperatury, struktur oraz stanu naprężenia rolki po zakończeniu napawania pierwszej warstwy fig. 2. thermal field, structures, and stress state of the roller after first layer surfacing rys. 3. pole temperatury, struktur oraz stanu naprężenia rolki w momencie napawania szóstego ściegu drugiej warstwy fig. 3. thermal field, structures, and stress state of the roller in the sixth bead of second layer surfacing 10 przegląd spawalnictwa 10/2011 ściegom (rys. 2). na zestawieniu dotyczącym momentu napawania szóstego ściegu widoczny jest efekt wyżarzenia swc, w wyniku którego w bainicie utworzyła się strefa o strukturze austenitycznej (rys. 3). po zakończeniu napawania drugiej warstwy w swc występują na przemian strefy w stanie ściskanym i rozciąganym (rys. 4). podczas napawania szóstego ściegu trzeciej warstwy efekt wyżarzenia już nie występuje (rys. 5) i struktura swc jest bainityczna (rys. 6). trzecia warstwa napawana ma strukturę martenzytyczną (80%) z bainitem (20%). w swc występują wyłącznie naprężenia rozciągające, a w zewnętrznej warstwie napawanej naprężenia ściskające. wskazuje to na możliwość oddziaływania na stan naprężenia napawanych rolek linii cos przez dobór materiału warstwy napawanej. badania mikrostruktury napawanej rolki wykazały zgodność wyników tych badań z rezultatami symulacji struktury swc, przy tym jednak wynik symulacji struktury trzeciej warstwy napawanej (martenzyt + 20% bainitu, rys. 6) odbiega od wyniku badań metalograficznych tej warstwy, mającej strukturę wyłącznie martenzytyczną. rozbieżność ta wynika z zastosowania w obliczeniach anizotermicznego wykresu ctpc przemian austenitu przy chłodzeniu ciągłym stali x30cr13, a nie wykresu ctpc-s przemian austenitu w warunkach spawalniczych cykli cieplnych, co skutkuje mniejszym udziałem produktów hartowania [8]. w przeprowadzonej analizie przyjęto upraszczające założenie rozpatrzenia tylko spawalniczych naprężeń własnych powstających w napawanych rolkach. eksploatacji rolek linii cos towarzyszą także: – eksploatacyjne naprężenia cieplne przy cyklicznej zmianie temperatury rolki; – naprężenia wywołane obciążeniami mechanicznymi, przede wszystkim naciskiem wlewka ciągłego (zmęczenie mechaniczne wskutek zginania obracającej się rolki); – zużycie ścierne w warunkach tarcia metal-metal przy podwyższonej temperaturze oraz zużywanie zmęczeniowe przez łuszczenie; – zużycie korozyjne powierzchni i pękanie korozyjne, któremu sprzyja obecność naprężeń rozciągających i obciążenia zmienne oraz podwyższona temperatura; proces zużycia korozyjnego może być uwzględniony w ocenie trwałości napawanych rolek np. na podstawie zależności między naprężeniem a czasem pękania korozyjnego [9]; – zmiany strukturalne w warstwach napawanych i swc. cykl cieplny eksploatacji rolek nie powoduje zmiany struktury warstw napawanych austenitycznej i martenzytycznej, natomiast może mieć wpływ na proces wydzieleniowy w napoinach, jak i na odpuszczanie w swc. uwzględnienie wpływu tych procesów na stan naprężenia stanowi kierunek dalszych prac dotyczących trwałości eksploatacyjnej napawanych rolek linii cos. rys. 4. pole temperatury, struktur oraz stanu naprężenia rolki po zakończeniu napawania drugiej warstwy fig. 4. thermal field, structures, and stress state of the roller after second layer surfacing rys. 5. pole temperatury, struktur oraz stanu naprężenia rolki w momencie napawania szóstego ściegu trzeciej warstwy fig. 5. thermal field, structures, and stress state of the roller in the sixth bead of third layer surfacing rys. 6. pole temperatury, struktur oraz stanu naprężenia rolki po zakończeniu napawania trzeciej warstwy fig. 6. thermal field, structures, and stress state of the roller after third layer surfacing 11przegląd spawalnictwa 10/2011 literatura [1] turyk e., tejszerska d., czwórnóg b., sędek p., dusza r., zeman m.: numeryczna i doświadczalna analiza stanu naprężeniowo-odkształceniowego części maszyn z warstwą roboczą napawaną wielowarstwowo, zapewniającą zwiększenie żywotności elementów maszyn hutniczych pracujących w warunkach zmiennych cykli cieplno-naprężeniowych. sprawozdanie nr ha-51 z projektu badawczego kbn nr 3 t08c 046 26. gliwice 2006. [2] вodner s.r., partom y.: constitutive equations for elasticviscoplastic strain hardening materials. journal of applied mechanics 1975, no. 6/1975. [3] bodner s.r.: plasticity over a wide range of strain rates and temperatures. archives of mechanics vol. 57, issue 2-3/2005. [4] сенченков и.к., рябцев и.а., турык э.: использование методов наращивания термовязкопластических тел для моделирования процесса наплавки. second international conference „mathematical modelling and information technologies in welding and related processes”, katsiveli 2004. wnioski moduł animacyjnego przedstawienia wyników, zastosowany w programie komputerowym recovery 1999, zapewnia możliwość śledzenia przebiegu chwilowych zmian pola temperatury, struktur oraz stanu naprężeń spawalniczych napawanej rolki. wyniki przeprowadzonej analizy stanu naprężenia rolek napawanych drutem zapewniającym warstwę napawaną o składzie chromowo-niklowej austenitycznej stali x5crni18-10 oraz drutem zapewniającym warstwę napawaną o składzie chromowej stali martenzytycznej x30cr13 pozwalają na wyjaśnienie różnic trwałości eksploatacyjnej tych rolek. w napawanej warstwie austenitycznej naprężenia własne są rozciągające, natomiast w warstwie martenzytycznej ściskające. ściskające naprężenia zwiększają wytrzymałość zmęczeniową powierzchniowej warstwy roboczej. [5] senczenkow i., turyk e.: określenie parametrów modelu bodnera-partoma termolepko-plastycznego odkształcania materiałów dla stali 34crmo4, x30cr13 i x5crni18-10. „biuletyn instytutu spawalnictwa” nr 2/2007. [6] безухов н.и, бажанов в.л., гольденблат и.и., николаенко н.а., синюков а.м.: расчеты на прочность, устойчивость и колебания в условиях высоких температур. изд. машиностроение, москва 1965. [7] хромов в.н., сенченков и.к.: упрочнение и восстановление деталей машин термоупругоплас тическим деформированием. изд. огсха, орел 1999. [8] brózda j., pilarczyk j., zeman m.: spawalnicze wykresy przemian austenitu ctpc-s. wyd. śląsk, katowice 1983. [9] adamiec p., dziubiński j.: wytwarzanie i właściwości warstw wierzchnich elementów maszyn transportowych. wydawnictwo politechniki śląskiej, gliwice 2005. 201101_pspaw 41przegląd spawalnictwa 1/2011 ryszard jastrzębski sterowanie spawarek mig/mag mig/mag welding machines control mgr inż. ryszard jastrzębski – instytut łączenia metali, kraków. streszczenie artykuły dotyczące teorii budowy urządzeń spawalniczych wyposażonych w zaawansowane systemy sterowania nierzadko publikowane są w przeglądzie spawalnictwa. niniejszy artykuł przedstawia stosowane w nowoczesnych urządzeniach sposoby sterowania napięciem i prądem łuku spawalniczego wraz ze zwięzłą charakterystyką podstawowych różnic w sterowaniu. abstract articles regarding the theory of design of welding machines with high-tech control systems are often published in welding technology review. used in modern welding machines voltage and current control systems with brief characteristic of fundamental differences in regulation are presented in this article. wstęp w spawaniu zwarciowym mig/mag o jakości połączenia decydują zjawiska fizyczne zachodzące nie w czasie zwarcia kropli, lecz w czasie jarzenia się łuku elektrycznego. z tego powodu fizycy zajmują się filmowaniem przechodzenia kropli w łuku, pomiarem rozkładu temperatury łuku spawalniczego, ciśnienia łuku, stopnia jonizacji, ilości oparów itd. [1, 2]. z kolei dla technologa istotna jest stabilność procesu i jakość połączenia, a dla energoelektronika i konstruktora urządzeń istotne jest zrozumienie i hierarchiczne poukładanie tych spraw. mechaniczne oderwanie kropli przebiegi prądu i napięcia wraz ze zdjęciami łuku elektrycznego, uzyskane przy zastosowaniu tradycyjnego prostownika, przedstawiono na rysunku 1a [3]. najważniejszą wadą procesu jest narastający podczas zwarcia, od punktu e do punktu f, prąd spawania, gdyż po oderwaniu kropli i ponownym zajarzeniu łuku, ze względu na dużą indukcyjność obwodu (dławiki), nie może od razu spaść do wartości przed zwarciem. podczas zwarcia, ze względu na niskie napięcie, moc grzania jest niewielka. jak udowodnił prof. oshima z instytutu elektroniki saitama university, po rozwarciu i zajarzeniu łuku w wyniku wzrostu napięcia moc gwałtownie wzrasta, powodując nadmierne nagrzanie jeziorka spawalniczego – drut topi się zbyt szybko, powodując rozprysk [4]. wyrzucana kropla powoduje wyrzucenie jonów, co objawia się krótkotrwałym spadkiem prądu do zera. ruchy konwekcyjne w bardzo krótkim czasie zatykają „dziurę jonową”, przywracając przepływ prądu i zajarzenie łuku, a w konsekwencji prowadzą do stabilnego jarzenia się łuku i zwarciowego przenoszenia metalu z drutu do jeziorka spawalniczego. aby ograniczyć niekorzystne narastanie prądu, w latach 80. zastosowano mechaniczne odrywanie kropli na skutek wibracji uchwytem – „wibrostyk” stosowany do regeneracyjnego napawania wałów autobusów, a współcześnie odciąganie drutu szybkim mikrosilniczkiem (funkcja cmt fronius, rys. 1b) [2]. niemiecka firma nwm opracowała tranzystorowe źródło pozwalające obniżyć prąd po rozwarciu do wartości przed zwarciem (funkcja cold arc, rys. 1c). funkcje cmt i cold arc obniżają moc zajarzania się łuku oraz obniżają temperaturę jeziorka do temperatury topnienia metalu, co pozwala na łączenie blach aluminiowych z ocynkowanymi blachami karoseryjnymi. niska temperatura jeziorka pozwala łączyć bez przepaleń blachy o szczelinie większej od ich grubości. sterowanie prądem innym zagadnieniem wymagającym zimnego jeziorka jest poprawa jakości wykonania przetopów mag przy zmieniającej się szczelinie w porównaniu z jakością połączeń uzyskiwanych metodą tig. amerykańska firma lincoln electric opracowała rozwiązanie stt (rys. 1e) polegające na wcześniejszym wyłączaniu łuku elektrycznego i dosuwaniu, 42 przegląd spawalnictwa 1/2011 bez jarzącego się łuku, kropli przyklejonej do końca drutu. po zwarciu jest kształtowany impuls narastającego prądu, który formuje wąski mostek ciekłego metalu pomiędzy drutem a jeziorkiem (większa oporność i topienie drutu w zwarciu), który po gwałtownym wyłączeniu prądu zostaje rozerwany. po czasie potrzebnym do ustalenia równowagi termodynamicznej zostaje schodkowo włączony stabilny łuk elektryczny. nowsze generacje tego oprogramowania, reklamowane w australii jako spawarka, która myśli za spawacza, pozwalają na wykrywanie położenia łuku w stosunku do jeziorka i ustawianie większej częstotliwości (mocy), gdy spawacz prowadzi drut na brzegu jeziorka i obniżenie tej częstotliwości w trakcie przesuwania łuku na początek jeziorka, aż do wyłączenia prądu, gdy drut trafia do szczeliny. spawarka pozwala na wykonywanie przetopów z góry na dół, co w tradycyjnych urządzeniach prowadziło do przyklejeń w przetopie. przetop spawarką stt wymaga wykonywania płaskich zygzaków i regulacji przez szerokość zakosów. takie rozwiązanie sprzyja początkującym spawaczom, ale jest trudne dla specjalistów przyzwyczajonych do tradycyjnych metod. wygaśnięcie patentu na stt zmusiło producentów do przeprowadzenia badań fizyki łuku – w polsce takie badania wykonali fizycy z uniwersytetu jagiellońskiego we współpracy z uniwersytetem w orleanie, co doprowadziło do powstania konkurencyjnych rozwiązań [1]. przykładem jest, pokazana na rysunku 1f, funkcja wiseroot i jej odmiany, ograniczające prąd zwarcia i prąd zajarzenia łuku. nie ma ona synergii i wymaga w zależności od przyzwyczajeń spawacza (prowadzenie łuku na początku, w środku lub na końcu jeziorka) ustawienia dynamiki łuku i mocy w zależności od warunków odprowadzenia ciepła. postęp w obliczeniach wolnego wylotu elektrody pozwolił firmie kemppi opracować układ automatycznej regulacji, utrzymujący stałą wartość wolnego wylotu elektrody [5]. wówczas spawanie przypomina spawanie elektrodą otuloną – odsuwany uchwyt powoduje wydłużenie łuku (nagrzanie jeziorka), a dosuwany skraca łuk (wtopienie i chłodzenie jeziorka). omówione rozwiązania oparte są na dynamicznym formowaniu prądu na podstawie zmian napięcia w czasie. ten system sterowania jest kontynuacją rozwojową spawarek o opadającej charakterystyce – zamiast ustalać wartość prądu formuje prąd, w zależności od przebiegu napięcia w czasie. sterowanie napięciem odpowiednikiem charakterystyki sztywnej jest przedstawiona na rysunku 1d funkcja arc force, formująca napięcie na podstawie wartości prądu w czasie [8]. rozwiązanie to umożliwia obniżenie temperatury jeziorka i powoduje, że np. ściegi ze stali nierdzewnej przybierają barwę złotą. obniżanie napięcia i skracanie łuku ze wzrostem prądu powoduje również odrywanie się z drutu dużej ilości małych kropel (spray) – zawężenie i spadek temperatury łuku powodujący zwiększenie głębokości wtopienia pozwalające na wykonywanie połączenia przy większym wolnym wylocie elektrody, np. w przypadku złączy materiału o grubości 40 mm, rys. 1 porównanie przebiegów prądowych i napięciowych dostępnych na rynku funkcji spawania elektrodą topliwą w osłonie gazów [3] fig. 1. comparison of current and voltage waves of gas metal arc welding functions available on the market [3] a b c d e f ad e r ys un ek n al eż y an al iz ow ać o d śr od ka c zy li od „ pr ze bi eg ów b az ow yc h” u i i. p ow yż ej s ą ró żn ią ce s ię o d ba zo w yc h pr ze bi eg i n ap ię ci a a po ni że j r óż ni ąc e si ę od b az ow yc h pr ze bi eg i p rą du 43przegląd spawalnictwa 1/2011 przygotowanego na ½v, wykonywanych przy konstrukcji stadionu narodowego, gdzie opieranie się dyszy o materiał wymuszało spawanie z dużym wolnym wylotem elektrody. połączenie charakterystyki dynamicznej z impulsowaniem prądu (modulowanie przebiegu) lub takie przesuwanie osi (offset), że spawarka pracuje w cyklu prądu zmiennego prostokątnego niesymetrycznego, pozwala przy tych samych wartościach prądu i napięcia regulować szybkością podawania drutu (stapiania), co w tradycyjnych spawarkach było niemożliwe [6]. pozwala to przy spawaniu pod topnikiem likwidować podtopienia (wzrost temperatury jeziorka) czy zażużlenia (spadek temperatury jeziorka) [1]. różnica szybkości zmian sterowania i procesów cieplnych powoduje niebezpieczeństwo przesterowania i wpadania układu łuk elektryczny-spawarka wnioski – obniżenie prądu zajarzenia łuku powoduje, że nawet przy spawaniu w co2 możliwe jest uzyskiwanie spoiny bez rozprysków. – nowoczesne urządzenia falownikowe stosują formowanie prądu przebiegiem napięcia w czasie, co pozwala usprawnić wykonywanie przetopów i lutospawanie blach aluminiowych z ocynkowanymi blachami stalowymi. – sterowanie mikroprocesorowe pozwala uzyskać formowanie napięcia przebiegiem prądu, co umożliwia uzyskanie znacznie krótszego łuku natryskowego, dającego złoty ścieg ze stali nierdzewnej i znacznie większą głębokość wtopienia przy spawaniu z długim wolnym wylotem elektrody. – rozwiązanie równań równowagi termicznej wolnego wylotu elektrody umożliwia automatyczną regulację jego długością niezależnie od ruchów spawacza, co czyni technikę spawania mag podobną do techniki spawania elektrodą otulona (ręczna regulacja długości łuku). literatura [1] zielińska s., pellerin s., dzirzęga k., valesi f., musioł k., briad f.: measurement of atomic stark parameters of many mn and fe spectra lines using gmaw process, journal of physics d, vol. 43, 2010. s. 1-10. [2] wilhelm g., shopp g., uhrlandt d.: study of the welding gas influence on a controlled shot-arc gmaw process by optical emission spectroscopy, journal of physics d, vol. 43, 2010. [3] jastrzębski r.: mechatronika spawania stopów aluminium i stali, projektowanie i konstrukcje inżynierskie nr 12/2010, s. 39-47. [4] oshima k., xiang s., yamane s.: effects of power source charakteristick on co2 shot circuiting arc welding, dokument nr iiw nr xii-1793-2004, materiały konferencji międzynarodowego instytutu spawalnictwa, osaka 2004. [5] pentegov v., pismiennyj a.s., petrienko o.i.: obliczanie parametrów zmechanizowanego spawania stali w osłonie gazów, przegląd spawalnictwa nr 7/2010, s. 33-38. [6] jany m.: nowe technologie w spawaniu, przegląd spawalnictwa nr 7-8/2009, s. 41-45. [7] lucas w., smith j., balfour c., bertaso d., melton g.: wizyjna kontrola rozmiaru jeziorka spawalniczego w czasie rzeczywistym, przegląd spawalnictwa nr 1/2009 s. 11-16. [8] jastrzębski a. tasak e.: wpływ pulsacji łuku mig na strukturę spoin stopów aluminium, przegląd spawalnictwa nr 7-8/2009, s. 7-11. w drgania. nie ma opracowań naukowych na ten temat. w. lukas i inni przedstawili matematyczną formułę regulatora proporcjonalno-całkująco-różniczkującego i jego parametry stosowane do automatycznej regulacji metodą wizyjną wielkości jeziorka spawalniczego [7, 8]. może to być punkt startowy do porównywania parametrów regulatorów spawarek różnych producentów. należy zwrócić też uwagę na inne układy poprawiające stabilność pracy spawarki, np. układ usuwania kropli i układ cyfrowego filtrowania. kropla na końcu drutu może zakłócić rozpoczęcie spawania aluminium, natomiast wprowadzenie na wejście regulatora cyfrowego przypadkowych pików może spowodować niepotrzebne przesterowanie i niestabilność procesu. z tego wynika, że cyfrowe filtrowanie znacznie poprawia jakość spawania elektronicznymi zasilaczami. zamiast jednego superspawacza oferujemy wyszkolenie czterech pracowników: 1. fizyka i mechatronika spawania – dla głównych mechaników 2. metalurgia spawania – dla głównych spawalników 3. projektowanie spoin – dla głównych konstruktorów 4. kontrola i zapewnienie jakości w spawaniu – dla kierowników kontroli jakości kurs jest jednym z serii kursów zgodnych z międzynarodowymi programami łączącymi normy obowiązujące we wschodniej i w zachodniej europie informacje: tel.: 12 649 18 56 kom.: 608 264 730 mail: instytut@ilm.pl www.ilm.pl instytut łączenia metali w krakowie zaprasza głównych mechaników – i nie tylko – na kurs fizyki i mechatroniki spawania 201101_pspaw 44 przegląd spawalnictwa 1/2011 gennadii vladimirovich koniushkov aleksandr nikolaevich balakanin vladimir gennadevich koniushkov nanotechnologia łączenia metali z materiałami niemetalicznymi nanotechnology of metal and non-metal joining prof. dr hab. gennadii vladimirovich koniushkov, doc. dr aleksandr nikolaevich balakanin, inż. vladimir gennadevich koniushkov – państwowa politechnika w saratowie. streszczenie rozwój elektroniki i metod symulacji wysokonapięciowych procesów wyładowań elektrycznych umożliwił opracowanie w rosji nowej metody łączenia metali z niemetalami. zaproponowano perspektywiczną metodę łączenia materiałów o specjalnych właściwościach fizykomechanicznych w obniżonej temperaturze i przy obniżonym ciśnieniu – zgrzewanie z wykorzystaniem przekładek metalicznych (folii). podczas sterowanego wyładowania wysokonapięciowego następuje szybkie odparowanie materiału przekładki. powstałe wówczas pary metalu o dużej energii kinetycznej uderzają w powierzchnię materiałów łączonych, gdzie następuje krystalizacja. na powierzchni niemetalu tworzy się cienka warstwa metalu, ściśle przylegająca do podłoża o identycznej sieci krystalograficznej jak niemetal. uzyskana warstwa pośrednia umożliwia wykonanie trwałych połączeń. istotnym elementem procesu jest znikome nagrzanie materiału podłoża. w artykule przedstawiono wybrane aspekty krystalograficzne połączeń metali z materiałami niemetalicznymi, metodą metalizacji powierzchni parami metali w wyniku odparowania materiału folii po wyładowaniu elektrycznym. abstract development of electronic and also high-voltage disharge simulations enabled obtaining in russia new method of metals and non-metals joining. the method is dedicated to materials with specific physical and mechanical properties in decreased temperature and pressure – welding with metal insrts. in regulated high voltage electrical discharge material of insert is evaporated in short period of time. vaporized metal with high kinetic energy are crashed into the joining materials surface, where the material crystallization process is observed. thin layer of metal with the same crystal lattice as non-metal, which adhere to it with high strength, is produced on the surface of non-metal. high quality joints are achieved due to this metallic interlayer. very low temperature of non-metal substrate is important aspect of the process. some of the crystallographic aspects of metal with non-metal joining in the process of surface metallization by metal evaporation in electric discharge is presented in this paper. wstęp rozwój i doskonalenie współczesnej elektroniki i budowy przyrządów stosowanych w lotnictwie i innych dziedzinach przemysłu nie byłby możliwy bez zastosowania nowych materiałów konstrukcyjnych, wytwarzonych na bazie ceramiki, szkła ceramicznego (sital), kwarcu, ferrytów i innych materiałów niemetalicznych. materiały te powstają na osnowie tlenków różnych pierwiastków i mają wyjątkowe właściwości fizykochemiczne. połączenia materiałów ceramicznych i materiałów ceramicznych z metalami znajdują zastosowanie w konstrukcji elementów systemów wysokoczęstotliwościowych, okien kontrolnych i falowodowych, ekranów i obudów przyrządów elektronowych i jarzeniowych (gas-discharge), fotokatodach w przyrządach noktowizyjnych, obudowach żyroskopów laserowych, akceleratorach, produkcji wyrobów jubilerskich itp. tradycyjne metody wykonywania takich połączeń – klejenie i lutowanie – nie zawsze zapewniają 45przegląd spawalnictwa 1/2011 rys. 2. wykresy zależności od czasu rozładowania: a) rezystancji przewodnika, b) prądu rozładowania w obwodzie elektrycznym, c) napięcia baterii, d) napięcia w przewodniku, przy parametrach: ro = 0,1 ω, l= 3x10-7 gh, c = 10-6 f, rn = 0,01 ω (wn = 13,198 j, wc = 50 j) fig. 2. the function in discharge time of: a) conductor resistance, b) discharge current, c) battery voltage, d) conductor voltage, with parameters: ro = 0,1 ω, l =3x10-7 gh, c = 10-6 f, rn = 0,01 ω (wn = 13,198 j, wc = 50 j) wysoką wytrzymałość, szczelność próżniową, odporność na temperaturę, kontakt cieplny i elektryczny, zachowanie właściwości podczas długotrwałego przechowywania. natomiast metody spawania oparte na bardzo intensywnym wpływie ich parametrów na materiały łączone: zgrzewanie wybuchowe, zgrzewanie zgniotowe w próżni, spawanie impulsem magnetycznym, próżniowo-termiczna obróbka impulsem magnetycznym raczej nie nadają się do produkcji takich węzłów. najbardziej perspektywiczną metodą uzyskania połączeń metal-ceramika jest zgrzewanie dyfuzyjne w próżni, ale jego realizacja przy zastosowaniu tradycyjnych metod tej technologii łączenia (тsp = (0,7÷0,8) тtop; рsp = (0,8÷0,9)σpз). ponadto zastosowanie znanych już technologii dla wielu materiałów ceramicznych (ferrytów, sitali, piezoceramik) nie zawsze gwarantuje uzyskanie połączeń wysokiej jakości i zachowanie ich specjalnych właściwości. wydaje się, że najlepszą metodą łączenia tych materiałów są odmiany zgrzewania dyfuzyjnego elementów w obniżonej temperaturze i ciśnieniu, w procesie metalizacji powierzchni odparowanym materiałem przekładek (folii) wskutek wyładowania elektrycznego (wwe) przeprowadzanego pomiędzy łączonymi powierzchniami (rys. 1). eksperymenty wykazały, że technika zgrzewania powoduje powstanie cienkiej metalicznej powłoki na powierzchniach łączonych materiałów. trwałość jej przylegania do materiału ceramicznego ma decydujący wpływ na właściwości złącza oraz jest uzależniona od liczby atomów pierwszej warstwy kondensatu, tworzących wiązania chemiczne z materiałem podstawowym – warstwa przejściowa ma nieznaczną grubość. rys. 1. urządzenie do zgrzewania materiałów ceramicznych z wykorzystaniem folii metalicznej metodą wyładowania elektrycznego; 1 – komora próżniowa, 2 – ruchomy trzpień, 3 – elementy ceramiczne, 4 – folia metaliczna, 5 – stół roboczy, 6 – układ zasilania (10÷25 kv) fig. 1. the device for ceramic and metal with metal insert in electric discharge joining: 1 – vacuum chamber, 2 – moving mandrel, 3 – ceramic elements, 4 – metal insert, 5 – workplace, 6 – power input (10÷25 kv) na podstawie dostępnej literatury można stwierdzić, że procesy te nie zostały zbadane w sposób wystarczający. publikacje dotyczą głównie przewodników liniowych (drutowych), a przewodniki płaskie praktycznie nie były badane [1÷4]. przedmiotem publikacji jest przedstawienie zasad, modeli i nanotechnologii łączenia niemetali konstrukcyjnych z metalami i niemetalami przy zastosowaniu cienkich folii metalicznych metodą wyładowań elektrycznych przeprowadzanych w próżni. analiza teoretycznych i eksperymentalnych wyników wyładowania elektrycznego opis elektrycznego wybuchu przewodnika został wykonany wg schematu obwodu oscylacyjnego ze zmienną rezystancją, a model procesu wybuchu przekładki podczas spawania dielektryków ma postać równania różniczkowego, opisującego szeregowy obwód oscylacyjny ze zmienną rezystancją: gdzie: rn (t) – empiryczna funkcja oporu przewodnika, (rn – rezystancja zewnętrznego obwodu elektrycznego); v(t) – napięcie w kondensatorze; ro – początkowa rezystancja przewodników; c – pojemność kondensatorów, l – indukcyjność rozładowania obwodu elektrycznego. a) b) c) a) d) rn (t), ω i (t), a vo (t), v vt (t), v t, st, s t, s t, s 46 przegląd spawalnictwa 1/2011 na rysunku 2 przedstawiono zależności rezystancji przewodnika, prądu rozładowania w obwodzie elektrycznym, napięcia na baterii kondensatora i na przewodniku od czasu. wyznaczenie najlepszych parametrów obwodu elektrycznego dla wybuchu wykonywane jest z uwzględnieniem rezystancji materiału folii. w opracowanym modelu cyklicznego wyładowania elektrycznego uwzględniono ziarnistą budowę warstw metalicznych, a w szczególności niejednorodność rezystancji materiału. rezystancja granic ziaren, faz drobnoziarnistych i innych niejednorodności jest znacznie większa niż rezystancja wewnątrz ziaren. w modelu płaskiego przewodnika tę niejednorodność uwzględniono przez wprowadzenie siatki o przypadkowym lub regularnym rozrzucie wartości nominalnych rezystancji. obliczenia modelu wykonano metodą macierzową z wykorzystaniem oprogramowania mathcad na przygotowanym do tego celu stanowisku o dużej mocy obliczeniowej (аbm athlon(tm) 64x2, procesor z podwójnym rdzeniem 4800 + 2,5 ghz, 2 gb ram). wykonano 30 prób. czas jednej próby z siatką 100×100 wynosił ok. 2 min, a łączny czas obliczeń ok. 60 min. rozkłady temperatury dla trzech momentów czasowych na powierzchni przewodnika przedstawiono na rysunku 3. zaobserwowano wyraźny wzrost temperatury na granicach ziaren. z modelu perkolacyjnego i wyników eksperymentalnych uzyskano opis fizyczny elektrycznego wyładowania przewodnika. ze względu na znacznie większą rezystancję na granicach ziaren niż wewnątrz ziaren, topienie metalu zaczyna się od ich granic i rozprzestrzenia się w głąb, a ogólny udział stopionych ziaren nie przekracza 0,7. mechanizmy oddziaływania materiałów przy łączeniu z zastosowaniem wybuchu elektrycznego materiału folii w próżni zostały określone na podstawie badań krystalograficznych tworzenia połączeń, przeprowadzonych dla różnych materiałów w stanie stałym w stosunkowo niewysokich temperaturach. rys. 3. rozkład temperatury na powierzchni przewodnika dla trzech kolejnych momentów czasu fig. 3. the temperature decomposition on the surface of conductor in three time periods temperatura była na tyle mała, aby wpływ zjawisk heterodyfuzji i dyfuzji na zgrzewanych powierzchniach nie był znaczący, a uzyskane połączenia mogły być klasyfikowane jako połączenia adhezyjne. badania dyfraktogramów folii metalicznej wykonanej z materiału 47nd przedstawiono na rysunku 4, natomiast na rysunku 5 pokazano materiał tej folii po wykonaniu połączenia zgrzewanego z zastosowaniem elektrycznego wybuchu folii w próżni. folię na rysunkach opisano za pomocą wektorów określających orientację powierzchni krystalograficznych, tzn. materiał folii zorientowano powierzchnią (200), co jest równoznaczne z powierzchnią (100) do powierzchni walcowania. uzyskana wskutek wybuchów elektrycznych w próżni powłoka na powierzchni szkła ceramicznego jest zorientowana powierzchnią (222), co jest równoznaczne z powierzchnią (111) do powierzchni podłoża. rys. 4. stan krystalograficzny materiału folii fig. 4. crystalline state of insert material rys. 5. stan krystalograficzny warstw metalicznych uzyskanych w wyniku elektrycznego wybuchu folii w próżni fig. 5. crystalline state of metallic layers produced in electrical discharge of insert in vacuum a) b) 47przegląd spawalnictwa 1/2011 z przedstawionych opisów wynika, że topienie i krystalizacja doprowadziły do pożądanej zmiany orientacji kierunków krystalograficznych w warstwie metalicznej. przeprowadzone badania rentgenostrukturalne powierzchni warstwy niklu po zniszczeniu połączeń wzdłuż granic kontaktu wykazały istotne zmiany intensywności odbić od powierzchni z niskimi indeksami millera. tablica relacji intensywności odbić powierzchni (111):(200):(220):(311) wynosi odpowiednio 100:50:32:32, a po połączeniu 100:394:124:106, co świadczy o tym, że przy krystalizacji ziarna ni wnioski na podstawie badań rozwiązano zadanie naukowe dotyczące opracowania podstaw nanotechnologii łączenia materiałów w wyniku wyładowań elektrycznych warstw metalicznych w próżni w obniżonych temperaturach i ciśnieniach zapewniających uzyskanie dobrej jakości połączeń metali, metali z materiałami niemetalicznymi i niemetali z niemetalami. [3] koniushkov v.g.: perkoljacionnaja model elektriceskogo vzryva provodnikov v vakuume, v.g. koniushkov, xvi konferencja naukowo-techniczna z udziałem zagranicznych specjalistów „nauka i technika próżniowa” – moskwa, miem 2009, s. 47-51. [4] koniushkov v.g., nanotechnologii pri svarke cerez elektriceski vzryvaemye prosloi v vakuume, v.g. koniushkov, prace międzynarodowej konferencji naukowo-technicznej „osiągnięcia współczesnej elektrotechnologii” – saratow, wyd. sgu 2009, s. 211-214. z języka rosyjskiego tłumaczył andrei bukharov orientują się ku podłożu w większości krawędziami kryształu podstawowej komórki. można zakładać, że z punktu widzenia termodynamiki prowadzi to do uzyskania większej energii, ponieważ swobodna energia krawędzi kryształu niklu wynosi 1060 mj/m3, а powierzchni przestrzennej przekątnej (111) – 926 mj/m. przy zastosowaniu metody łączenia wybuchowych wyładowań elektrycznych folii w próżni zapewnia to możliwość uzyskiwania wysokiej jakości połączeń metali i niemetali, a także niemetali z niemetalami (ceramika + ferryty, szkło ceramiczne + szkło kwarcowe, rubin + rubin i in.). literatura [1] koniushkov v.g., model processov soedinenija dielektrikov sposobom vzryvajuscichsja provodnikov, a.ja. zorkin, o.ju. zhevalev, v.g. koniushkov, szybkokrzepnące materiały i powłoki, 7. ogólnorosyjska konferencja naukowo-techniczna z udziałem międzynarodowym. zbiór prac – moskwa, mati – rgtu im. k.e. ciołkowskiego, 2008. [2] koniushkov v.g., kristallograficeskie aspekty obrazovanija soedinenij raznorodnych materialov v tverdoj faze, r.a. musin, g.v. koniushkov, prace iv międzynarodowej konferencji naukowo-technicznej „współczesne problemy budowy maszyn” – tomsk, tgu, 2008. wiodący temat numeru 2/2011: metodyka opracowania i przykłady planów spawania jacek słania plan spawania – omówienie zagadnienia jacek słania, jacek skóra plan spawania wymiennika ciepła chłodzonego powietrzem jacek słania, dominik wodecki plan spawania belki poprzecznej dźwigu jacek słania plan spawania przy wykonywaniu napraw bieżących kotłów parowych, kotłów wodnych i stałych zbiorników ciśnieniowych jacek słania plan spawania carg płaszcza pieca obrotowego michał urzynicok, jacek słania analiza kosztów spawania przy wytwarzaniu kotłowych konstrukcji spawanych w następnym numerze welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(3) 2019 32 doi: http://dx.doi.org/10.26628/wtr.v91i3.1044 article energy intensity as an ecological factor in the selection of the manufacturing process artur soroczyński1,*, roman haratym2 and krzysztof rechowicz3 1 warsaw university of technology, poland; 2 university of ecology and management, poland; dr inż. roman haratym; roman.haratym@polcom.net 3 virginia modeling, analysis, and simulation center, old dominion university, suffolk, va, usa dr inż. krzysztof rechowicz; krechowi@odu.edu * correspondence: dr inż. artur soroczyński; asoroczy@wip.pw.edu.pl received: 12.02.2019; accepted: 08.03.2019 abstract: the article presents the analysis of the implementation of selected elements of car transport in the aspect of ecology. the basic issue that affects the protection of the environment (ecology) is the value of energy intensity in the manufacture of products. the elements made in the production process of plastic mouldings were compared. the amount of energy in kj needed to produce 1 kg of a given product was estimated. next, the dependencies between the value of computational energy intensity and the emission of gases affecting the environment of co2, so2, nox were presented. as a conversion factor according to gus data, it was assumed that 1kwh production in poland causes emission of 800 g co2, 7 g so2 and 3 g nox. keywords: manufacturing processes; energy intensity in production; ecology; precision castings; introduction energy intensity in the production of a specific product is the amount of energy consumed in the production process [1÷3]. in our case, we are talking about energy-intensive technology (et). et does not contain partial energy to obtain and process raw materials and materials contained in the finished product. generally, et = ei, where ei – energy intensity of the next phase of the technological process. it contains the sum of energy put into the process carriers, technological materials, machines and technological devices, as well as the work force used in the technological process. the total energy consumption of the production process is influenced, among others, by the tools that wear out during the manufacturing, processes related to the regeneration of used materials, or costs related to the planning of production processes [4÷8]. an important process in environmental protection (ecology) is the monitoring of air pollution, especially on the scale of gas pollution. the main pollutants in the gaseous state are mainly: carbon dioxide co2, sulfur dioxide so2, nitrogen oxide nox and hydrocarbons cnhm. [9,10]. in addition, it was found that so2 concentration of 0.5 mg/m3 is very harmful to humans, animals and plants. in particular, the sulfur content of fuels should be minimized. carbon dioxide is one of the main causes of the greenhouse effect. in addition, with a 0.4% co2 dose in confined spaces, we experience breathing problems. nitrogen oxides affect living organisms just like chemical weapons and in higher doses can lead to death [11]. considering the data presented in the summary, one should strive to reduce the energy intensity of manufactured products, by applying solutions which reduce the impact of production on the environment [12÷14] or using modern materials processed repeatedly with negligible environmental impact e.g. polylactide (pla) [15÷17]. assessment of energy intensity of selected elements of a car transport to assess energy intensity the following components were selected: 1. can, which is the seatbelt's casing (fig. 1); 2. car headrest – its skeleton (fig. 2); 3. frame, which is a casing used for the mounting of control systems (fig. 3); http://dx.doi.org/10.26628/wtr.v91i3.1044 mailto:roman.haratym@polcom.net mailto:krechowi@odu.edu mailto:asoroczy@wip.pw.edu.pl welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(3) 2019 33 fig. 1. seat belt buckle element ‘’can’’ fig. 2. element of the headrest the main material for the above-mentioned products are plastics. the can and headrest are made of polypropylene, whereas the frame is made of the highest strength plastic, which is the pc polycarbonate. in an embodiment of the can element, calculations of the energy intensity of making a can element will be made, taking into account all energy intensity used in the production of the plastic element. fig. 3. element used for the assembly of control systems “frame” 177,4 ± 0,3 mm 5 9 ,5 ± 0 ,1 m m 7 3 ,5 m m welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(3) 2019 34 the total technological energy intensity etcał is: etcał=etw+emf+ef+etukł =5500+14,8+100,8+3560 = 9175,6 kj/1 kg of product, where: etw= 5500[kj/kg] of plastic material based on cso data; emf – energy consumption needed to produce material for the injection mold; ef – energy consumption of the injection mold, 100,04 kj/kg for 100000 injections; etukł – energy consumption in the production process per 1kg of product kj/kg. for the headrest and frame, the calculations have been made as above, and the summary results are shown in figure 4. fig. 4. energy intensity of the manufacturing of a can, headrest and frame energy intensity in the production of material for the aforementioned products was included in the cso materials [18], this also applies to materials for injection molds (material for the tool). based on the calculation of energy intensity of the elements presented in the article, the following total energy-intensive technologies were obtained: 1. can – 9175 kj/kg; 2. headrest – 9161 kj/kg; 3. frame – 20727,27 kj/kg. if we replace elements made of plastic with elements made of metal, then the result would be the following: 1. for the can, the best technology will be a precision casting from alsi with an energy consumption of 40 mj/kg; 2. for the headrest element, it is proposed to make an alsi cast in an accurate sand form made on the basis of permaset furan binders with energy consumption of about 40 mj/kg; 3. for the frame, machining of the pre-material with a thickness of approx. 8 mm can be used. due to the large amount of chips, energy consumption may exceed 100 mj/kg. another method of production can be the execution of an accurate alsi alloy casting. then the energy consumption of the product will be about 40 mj/kg. the limitation is the need to use hard waxes for melted models. 4. using the reference to the ecology of the plastic elements obtained with a batch of 10,000 items, assuming according to the cso data, that the production of 1 kwh in poland results in the emission of 800 g co2, 7 g so2 i 3 g nox. for plastic elements, we get the results shown in the table i. if we use alsi elements for production, we will get the ecological parameters presented in the table ii. energy consumption of products can headrest frame welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(3) 2019 35 table i. ecological parameters of obtaining plastic elements for 10000 items can headrest frame weight [kg/pcs.] 0,023 0,1245 0,02 lot weight [kg] 230 1245 200 etcał [mj] 2110,5 11404 4144 etcał [kwh] 586 3167 1151 e m is si o n o f h a rm fu l g a se s co2 [kg] 469 2534 921 so2 [kg] 4,1 22 8 nox [kg] 1,76 9,5 3,5 table ii. ecological parameters of obtaining metal elements for 10000 items can headrest frame weight [kg/pcs.] 0,062 0,335 0,054 lot weight [kg] 620 3350 540 etcał [mj] 24800 167500 21600 etcał [kwh] 6890 46528 6000 e m is si o n o f h a rm fu l g a se s co2 [kg] 5512 37222,4 4800 so2 [kg] 48,2 325,7 42 nox [kg] 20,7 130,6 18 conclusions 1. the use of alsi material instead of plastics to manufacture the elements used in car transport causes a significant increase in energy consumption of the production process. 2. emission of harmful gases co2, sio2 and nox in the case of the above-described elements is much greater when they are made of alsi than from plastics. for individual parts we obtain: • can – the number of emissions is more than 11 times greater; • headrest – the number of emissions is more than 14 times greater; • frame – the number of emissions is more than 5 times greater. 3. the use of plastics for the aforementioned elements causes a much smaller environmental contamination resulting in a lower impact on the health of people. references 1. haratym r.; kolasa a. ecological production the machnes parts (ekologiczne wytwarzanie części maszyn), oficyna wydawnicza pw, warszawa (1997). 2. mikucki o.; energii k.a.p. energochłonność jako czynnik nowoczesnej gospodarki. czysta energia 2005, 8. 3. salonitis k.; ball p. energy efficient manufacturing from machine tools to manufacturing systems. procedia cirp 2013, vol. 7, 634639. [crossref] 4. bunse k.; vodicka m.; schönsleben p.; brülhart m.; ernst f.o. integrating energy efficiency performance in production management–gap analysis between industrial needs and scientific literature. journal of cleaner production 2011, vol. 19(6-7), 667-679. [crossref] 5. behrendt t.; zein a.; min s. development of an energy consumption monitoring procedure for machine tools. cirp annals 2012, 61(1), 43-46. [crossref] 6. jaworski j.; kluz r.; trzepieciński t. managing the tooling service in body production line. journal of manufacturing technologies 2015, vol. 40(1), 41-46. [hyperlink] https://www.sciencedirect.com/science/article/pii/s2212827113003144?via%3dihub https://doi.org/10.1016/j.jclepro.2010.11.011 https://doi.org/10.1016/j.cirp.2012.03.103 http://jmt.wip.pw.edu.pl/index.php/jmt/article/view/40-1-7 welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(3) 2019 36 7. soroczyński a. regeneration of foundry and core masses. journal of manufacturing technologies 2018, vol. 41(4), 29-33. [hyperlink] 8. liu k.; bai h.; wang j.; lin b. how to reduce energy intensity in china's heavy industry—evidence from a seemingly uncorrelated regression. journal of cleaner production 2018, 180, 708-715. [crossref] 9. lewandowski w.m. proekologiczne odnawialne źródła energii. wydawnictwa naukowo-techniczne (2012), 322-347. 10. krawiec f. (ed.) odnawialne źródła energii w świetle globalnego kryzysu energetycznego: wybrane problemy, difin (2010). 11. ochrona środowiska 2017, gus warszawa 2017 12. ruszaj a. wybrane aspekty bioinspiracji w rozwoju przemysłu. welding technology review 2018, vol. 90(3), 52-56. [crossref] 13. weinert n.; chiotellis s.; seliger g. methodology for planning and operating energy-efficient production systems. cirp annals 2011, 60(1), 41-44. [crossref] 14. garbarski j.; fabijański, m. ograniczenie dymotwórczych właściwości tworzyw sztucznych na przykładzie wysokoudarowego polistyrenu. polimery 2004, vol. 49(4), 283-286. 15. fabijański m. wielokrotne przetwórstwo polilaktydu. przemysł chemiczny 2016, 95(4), 874-876. [crossref] 16. badia j.d., ribes-greus a., mechanical recycling of polylactide, upgrading trends and combination of valorization techniques. european polymer journal 2016, 84, 22-39. [crossref] 17. sikorska w.; richert j.; rydz j.; musioł m.; adamus g.; janeczek h; kowalczuk m. degradability studies of poly (l-lactide) after multi-reprocessing experiments in extruder. polymer degradation and stability 2012, vol. 97(10), 1891-1897. [crossref] 18. gospodarka paliwowo energetyczna w roku 2013/2014, gus warszawa 2015 © 2019 by the authors. submitted for possible open access publication under the terms and conditions of the creative commons attribution (cc by) license (http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/). http://jmt.wip.pw.edu.pl/index.php/jmt/article/view/41_4_5 https://doi.org/10.1016/j.jclepro.2018.01.170 http://www.pspaw.pl/index.php/pspaw/article/view/869 https://doi.org/10.1016/j.cirp.2011.03.015 http://sigma-not.pl/publikacja-97918-2016-4.html https://www.sciencedirect.com/science/article/pii/s0014305716306772?via%3dihub https://www.sciencedirect.com/science/article/pii/s0141391012001383?via%3dihub 201205_pspaw.pdf 8 przegląd spawalnictwa 5/2012 wojciech gawrysiuk adam troszka techniczno-ekonomiczne aspekty spawania wiązką laserową rur ożebrowanych w kotłach energetycznych technical and economic aspects  of fin tubes used in power boilers welded by laser dr inż. wojciech gawrysiuk, mgr inż. adam troszka – energoinstal. streszczenie przedstawiono techniczno-ekonomiczne aspekty wykorzystania laserów dużej mocy do produkcji rur ożebrowanych. omówiono technologię spawania wiązką lasera rur ożebrowanych oraz dokonano porównania spawania laserowego z metodą mag i zgrzewania hf tych rur. zaprezentowano ekonomiczne korzyści z zastosowania technologii spawania laserowego w stosunku do metody spawania łukowego mag. abstract this paper presents technical and economic aspects of using high power lasers for the production of fin tubes. discussed laser welding technology of fin tubes and made comparison laser welding to mag and hf welding of mentioned tubes. it was also shown economic benefits of laser welding technology against mag arc welding methods. techniczne aspekty zastosowania i wytwarzania rur ożebrowanych do budowy wymienników ciepła stosowanych w nowoczesnych rozwiązaniach konstrukcyjnych energetycznych zespołów kotłowych wykorzystuje się rury ożebrowane. w zależności od parametrów pracy (ciśnienia i temperatury), czynnika roboczego oraz spalin rury ożebrowane mogą być podgrzewaczami, ekonomizerami albo przegrzewaczami. zastosowanie ich wyraźnie zwiększa sprawność energetyczną kotłów. sprawność termiczna rur ożebrowanych jest 2,5 razy większa od rur gładkich i 1,5 razy większa od rur faviera. zastosowanie rur ożebrowanych umożliwia: oszczędność energii i obniżenie jednostkowych kosztów w procesie eksploatacji kotłów przemysłowych, odzyskiwanie ciepła kondensacji i jego celowe wykorzystanie, minimalizację strat energii przez obniżenie temperatury gazów spalinowych oraz zwiększenie sprawności przy równoczesnym zmniejszeniu gabarytów i ciężaru kotła. rury ożebrowane z żebrem ciągłym bądź nacinanym (rys. 1), spawanym na całej długości, są wykonywane przez automatyczne spawanie w osłonie gazów aktywnych elektrodą topliwą mag lub przez zgrzewanie prądami wysokiej częstotliwości hf. łączenie rys. 1. rury ożebrowane spawane laserem dużej mocy: a) z żebrem ciągłym, b) z żebrem nacinanym fig. 1. high power laser welded fin tubes: a) with solid fin, b) with serrated fin a) b) 9przegląd spawalnictwa 5/2012 odbywa się za pomocą spoiny pachwinowej lub spoiny/ zgrzeiny czołowej wykonywanej pod żebro. sposób pierwszy charakteryzuje się niską wydajnością (rys. 2), natomiast sposób drugi nie gwarantuje odpowiedniej jakości złącza spawanego/zgrzewanego – występują niezgodności spawalnicze, takie jak podtopienia, przyklejenia, brak przetopu oraz rozpryski (rys. 3). w celu porównania właściwości wytrzymałościowych i jakości rur ożebrowanych ze stali p235 oraz taśmy dc01 o grubości 1 mm, spawanych wiązką lasera i metodą mag, przeprowadzono badania wizualne i makroskopowe, pomiar twardości hv5 oraz próbę rozciągania. badania makroskopowe rury ożebrowanej spawanej metodą mag oraz spawanej wiązką lasera wykonano przy powiększeniu 5x (rys. 3, 4). w połączeniu rura-żebro spawanym metodą mag stwierdzono liczne przyklejenia i braki przetopu (rys. 5a), natomiast w przypadku połączenia spawanego wiązką lasera nie stwierdzono niezgodności poniżej poziomu jakości b wg normy pn en iso 13919 (rys. 5b). ze względu na niestandardowe wymiary i kształt próbek, badania wytrzymałości na rozciąganie wykonano w specjalnie przygotowanym do tego celu uchwycie i szczękach (rys. 6). w przypadku rur spawanych metodą mag nie było możliwe przygotowanie próbek do badań ze względu rys. 2. spawanie rur ożebrowanych metodą mag: a) schemat procesu, b) spoina pachwinowa rura-żebro, pow. 5x fig. 2. mag welding of fin tubes: a) the scheme of process, b) tube-fin fillet weld, magn. 5x rys. 3. rury ożebrowane wytwarzane w fabryce rosink (niemcy): a) schemat procesu spawania mag, b) złącze teowe ze spoiną czołową rura-żebro, pow. 10x fig. 3. fin tubes produced in rosink (germany): a) scheme of mag welding process, b) t-joint with fin-tube butt weld, magn. 10x rys. 4. rury wytwarzane w energoinstalu: a) schemat procesu spawania wiązką laserową, b) złącze teowe ze spoiną czołową rura (p22)-żebro (taśma nierdzewna), pow. 5x fig. 4. fin tubes produced in energoinstal: a) the scheme of laser welding process, b) t-joint with fin (p22)-tube (stainless band) butt weld, magn. 10x rys. 5. makrostruktura złączy w rurze ożebrowanej: a) spawanie metodą mag: b) spawanie wiązką laserową, pow. 5x fig. 5. macrostructure of welds in fin tube: a) mag welding, b) laser beam welding, magn. 5x rys. 6. próba rozciągania złącza rura (p235)-żebro (dc01) wykonanego wiązką lasera, widoczne usytuowanie w szczękach maszyny wytrzymałościowej oraz próbki po zerwaniu fig. 6. tension test of laser beam welded tube (p235)-fin (dc01), position in grip of testing machine, and specimen after testing b) a) b) a) b) a) b)a) 10 przegląd spawalnictwa 5/2012 na niewystarczające połączenie metaliczne pomiędzy rurą a żebrem, które ulegało zniszczeniu („odchodziło”) przy próbie cięcia rury ożebrowanej na pile. taśma stosunkowo łatwo oddzielała się od rury przy ręcznej próbie wyłuskiwania (rys. 7). podczas prób rozciągania wykonanych na trzech próbkach spawanych wiązką lasera uzyskano wytrzymałość na rozciąganie rm ok. 317 mpa, a zerwanie nastąpiło poza spoiną (rys. 8). na rysunku 9 przedstawiono wyniki pomiaru twardości hv 5 połączenia rura-żebro wykonanego metodą mag (a) i wiązką lasera (b). rys. 7. połączenie pomiędzy rurą a żebrem wykonane metodą mag fig. 7. joint of tube and fin made by mag method rys. 8. próbki po próbie rozciągania – zerwanie poza spoiną (spawanie wiązką lasera) fig. 8. specimen after tensile test – break outsider the weld (laser beam welding) rys. 9. rozkłady twardości hv 5 połączenia rura (p235)-żebro (dc01) wykonanego: a) metodą mag, b) wiązką lasera fig. 9. hardness hv 5 distribution in tube (p235)-fin (dc01) made by: a) mag method, b) laser beam welding największą twardość połączenia rura-żebro wykonanego metodą mag ma sama spoina – wynosi ono odpowiednio: 424, 440 i 459 hv (rys. 9a), co znacznie przekracza dopuszczalną wartość, która dla i grupy materiałowej wg pn-en iso 15614-1 wynosi 380 hv. rura ożebrowana wykonana laserem również charakteryzuje się najwyższą wartością twardości w spoinie, ale nie przekracza granicznej wartości 380 hv (rys. 9b). ekonomiczne aspekty spawania rur ożebrowanych laserem przy wdrażaniu spawania laserowego największym nakładem finansowym, jaki najczęściej należy ponieść, jest zakup źródła laserowego. przeciętnie 1 kw mocy lasera to wydatek rzędu 60÷80 tys. euro. całkowite koszty użytkowania laserów na ciele stałym, wliczając w to: nakłady na zakup lasera, części zamienne, koszty energii, koszt zatrudnienia pracownika oraz koszt zajmowanej powierzchni, wynoszą 18÷21 euro/h (rys. 10). zakup źródła laserowego o mocy 8 kw wraz z 50 m światłowodem oraz głowicą laserową to wydatek ok. 2 mln zł. dla wielu przedsiębiorstw stanowi to główną barierę przy wdrażaniu technologii laserowych do spawania i wybierają one tańsze urządzenia do spawania łukowego, np. mag za kilkanaście tys. zł. jeśli jednak wykonany zostanie rachunek ekonomiczny i porówna się obie metody spawania dla konkretnego zastosowania, można dojść do zaskakujących wniosków. w tablicy zestawiono wyniki analizy ekonomicznej zastosowania spawania laserowego i tradycyjną metodą spawania łukowego mag (rys. 5a) rur ożebrowanych długości 10 m dla różnej liczby zwojów na 1 m rury. dla rury o średnicy 44,5 mm, długości 10 m i liczby zwojów 250 na 1 m rury, długość połączenia spawanego wynosi ok. 350 m. przeciętnie w kotle odzysknicowym w zależności od jego parametrów pracy wykorzystuje się średnio 1000÷1200 rur ożebrowanych, co daje do wykonania 350÷420 km połączenia spawanego rura-żebro. rys. 10. porównanie kosztów użytkowania laserów na ciele stałym [1] fig. 10. cost comparison of using solid state lasers [1] a) b) tw ar do ść tw ar do ść numer pomiaru numer pomiaru 11przegląd spawalnictwa 5/2012 analiza porównawcza kosztów spawania laserowego i spawania łukowego metodą mag rur ożebrowanych, zawarta w tablicy i, wykazała 3,5-krotne zmniejszenie kosztów wytwarzania rur ożebrowanych metodą laserową przy zwiększeniu wydajności o ponad 600%. jedna linia do spawania zarówno laserowego, jak i metodą mag zajmuje ok. 100 m2. w celu wyrównania wydajności spawania laserowego i metodą mag należałoby dodatkowo zakupić kolejne 5 linii i zatrudnić kolejnych 5 operatorów, a same linie zajmowałyby ok. 1000 m2 powierzchni hali produkcyjnej. tablica. analiza porównawcza kosztów spawania metodą mag i laserem rur ożebrowanych o długości zwojów 10 m table. comparison analysis of welding cost of 10 m length coin fin tube by mag method and laser beam welding średnica rury d, mm liczba zwojów z na 1 m rury czas spawania, min mag czas spawania, min laser koszt całkowity, zł mag koszt całkowity, zł laser 44,5 250 139,2 22,7 97,26 27,85 44,5 200 111,3 18,2 77,80 22,83 44,5 150 83,5 13,6 58,35 17,14 38,0 250 96,2 16,7 73,41 21,04 38,0 200 77,0 13,3 58,73 16,76 38,0 150 57,7 10,0 44,05 12,60 koszt drutu – ilość zużytego drutu x koszt (6,12 zł/kg); koszt gazu – ilość zużytego gazu x koszt (0,0095 zł/l); koszt pracy operatora – czas spawania x koszt (0,20 gr/min); amortyzacja (laser 16 000 pln/mies.), (mag 208 pln/mies.); koszt energii elektrycznej 0,55 zł/kwh wnioski końcowe dzięki wdrożeniu innowacyjnej i pierwszej na świecie technologii wytwarzania rur ożebrowanych z wykorzystaniem najnowszej generacji laserów dużej mocy, powiązano dwie przeciwstawne cechy produktu i procesu, tj. uzyskano bardzo wysoką jakość produktu przy jednoczesnym zwiększeniu wydajności procesu w stosunku do tradycyjnego spawania mag. rury ożebrowane wykonane techniką laserową charakteryzują się ciągłą spoiną z pełnym przetopem, równomiernym licem i prawidłowym kształtem. uzyskanie ciągłej spoiny i pełnego przetopu w rurach ożebrowanych spawanych laserem prowadzi do efektywniejszego odbioru ciepła, zwiększa się sprawność systemu oraz wydłuża czas użytkowania rur ożebrowanych. przy zastosowaniu odpowiednich parametrów spawania laserowego dla danego materiału, twardości złączy nie przekraczają 380 hv w przypadku literatura [1] brockmann r.: trumpf disk laser, trumpf laser, schramberg, materiały informacyjne, 2008. [2] pn-en iso 15614-11:2005 specyfikacja i kwalifikowanie technologii spawania metali. badanie technologii spawania: spawanie wiązką elektronów i wiązką promieniowania laserowego. stali niskostopowych i 350 hv dla stali chromowomolibdenowych. opracowaną technologię poddano kwalifikacji zgodnie z wymaganiami normy pn en iso 15614-11. rury ożebrowane wykonane w energoinstalu na nowym stanowisku do spawania laserowego spełniają wymagania przepisów ciśnieniowych pn en 12952 oraz niemieckich wytycznych vgb. wdrożenie technologii laserowej umożliwiło zwiększenie wydajności procesu spawania o ok. 600% i pozwoliło na znaczną redukcję kosztów procesu wytwarzania rur ożebrowanych. oszczędności z wdrożenia spawania laserowego wynikają nie tylko ze zwiększenia prędkości spawania, ale również z niestosowania drutu elektrodowego, mniejszego zużycia energii elektrycznej (8-krotne) i zwiększenia kilkukrotnie mocy produkcyjnych bez zwiększania powierzchni wytwórczej zakładu. [3] pn-en iso 13919-1:2002 spawanie – złącza spawane wiązką elektronów i wiązką promieniowania laserowego. wytyczne do określania poziomów jakości według niezgodności spawalniczych. część 1: stal. [4] pn-en 12952-5:2011 kotły wodnorurowe i urządzenia pomocnicze. część 5: wytwarzanie i budowa części ciśnieniowych kotłów. 201206_pspaw.pdf 8 przegląd spawalnictwa 6/2012 antoni sawicki modelowanie łuku spawalniczego o zmiennej długości kolumny plazmowej modeling of welding arc with variable  plasma column length  dr hab. inż. antoni sawicki, prof. pcz – polite-chnika częstochowska. streszczenie w artykule opisano modele cassiego-bergera i kułakowa łuku elektrycznego o zaburzanej długości kolumny plazmowej. przedstawiono nowy model hybrydowy łuku słuszny w zakresach słabych i silnych prądów, a także wyniki symulacji procesów w obwodzie z tym modelem, z wymuszeniem prądowym okresowym i z zaburzeniem monotonicznym. wykazano też efektywność wykorzystania tego modelu łuku do obliczania urządzeń spawalniczych. abstract the article describes simple cassie-berger and kulakov models of electrical arc with disturbed plasma column length. a new hybrid model of the arc have been created, correct in weak as well as strong current ranges. simulation results of processes in a circuit with this model have been presented, with periodic current forcing and monotonic disturbance. effectiveness of using this arc model to calculate welding devices has been demonstrated in numerical way. wstęp do podstawowych zadań układów regulacji wielu urządzeń spawalniczych należą odpowiednia zmiana długości łuku i jej stabilizacja w procesach cięcia i spajania. ręczne lub automatyczne oddziaływanie na elektrodę prowadzi nie tylko do zmiany mocy rozpraszanej, ale także wpływa na rozkład strumieni cieplnych (radiacyjnych i konwekcyjnych) w kolumnie plazmowej [1]. choć w krótkim łuku spawalniczym zasadnicze znaczenie mają efekty cieplne w obszarach przyelektrodowych, to na skutek pochłaniania własnego promieniowania cieplnego przez optycznie grubą plazmę formowanie strumieni cieplnych, kierowanych do jeziorka spawalniczego i do elektrody, odbywa się we wnętrzu krótkiej kolumny plazmowej [2]. krótka kolumna plazmowa łuku spawalniczego ze strugami elektrodowymi zjonizowanych par metali wyróżnia się zmiennością charakterystyk elektrycznych na skutek różnego składu chemicznego atmosfery gazowo-parowej oraz różnych oddziaływań gazodynamicznych i magnetycznych. oddziaływania te wywołują przede wszystkim zmiany długości kolumny plazmowej. praktyczne zmierzenie tej długości jest bardzo trudne. tylko w przypadkach urządzeń plazmowych z łukiem stabilizowanym (np. ściankami kanału lub przepływem gazowym) można podwyższyć dokładność pomiarów. rodziny charakterystyk napięciowo-prądowych u(i, l) stanowią podstawę tworzenia modeli matematycznych łuku potrzebnych do sterowania strumieniami energii i zapewnienia stabilności wyładowania w urządzeniach spawalniczych i elektrotermicznych. w takich przypadkach posługiwanie się modelami stacjonarnymi łuku o stałej długości może prowadzić do znacznych niedokładności w symulowaniu procesów elektrycznych. dotyczy to przede wszystkim stanów startu i stopu oraz specjalnych technologii spawania (z elektrodą wibrującą cmt – cold metal transfer, czy tig z łukiem odchylanym w polu magnetycznym). 9przegląd spawalnictwa 6/2012 modele łuku elektrycznego o zmiennej długości kolumny plazmowej od początku ubiegłego wieku podejmowano liczne próby analitycznego opisu wpływu zmian długości łuku na jego charakterystyki elektryczne statyczne [3]. najbardziej ogólną zależność podał nottingham: (1) gdzie: a, b, c, d, n – współczynniki i wykładnik aproksymacji określane na podstawie danych eksperymentalnych. szczególne przypadki tego wzoru uzyskali ayrton, steinmetz, browne i inni. jak z niego widać, składnik napięcia łuku, który nie zależy ani od prądu, ani od długości kolumny, to suma przyelektrodowych spadków napięcia. zależy ona od rodzaju materiału, kształtu i stanu cieplnego elektrod (zwłaszcza katody), ciśnienia i składu chemicznego środowiska gazowego. wrażliwość charakterystyk statycznych na zmiany długości kolumny prowadzi do utworzenia rodziny charakterystyk dynamicznych napięciowo-prądowych. ich opis jest jednak bardziej złożony ze względu na inercję procesów cieplnych, wynikających nie tylko ze zmian prądu, ale także z przebudowy kolumny. jeśli zmiany długości łuku są niewielkie lub odbywają się z małą prędkością, to wtedy dla wygody obliczeń i w zgodzie z oczekiwaną dokładnością aproksymacji często wykorzystuje się modele cassiego i mayra, przyjmując ich parametry jako wielkości stałe. w przypadkach dużych względnych zmian długości łuku lub dużej prędkości wydłużania lub skracania kolumny założenia te mogą prowadzić do znacznych błędów modelowania i symulowania. modyfikację równania cassiego, uwzględniającą zmiany długości łuku, podał berger [4]. jego równanie ma postać konduktancyjną: (2) gdzie: θcb – stała czasowa modelu. ponieważ napięcie na łuku rośnie wraz ze wzrostem długości kolumny, to w [4] zaproponowano następujące podejście do określania składnika kwadratu napięcia modelu cassiego-bergera: (3) przy czym parametr a [v2/m] jest niemal stały w szerokim zakresie zmian prądu. z kolei dodatkowa moc pv(dl/dt) jest określona zależnością [4]: (4) zmodyfikowane równania cassiego-bergera łuku rozciąganego i skracanego przyjmują więc postać konduktancyjną: (5) ale jeśli nie działają inne dodatkowe czynniki formujące przemiany energii plazmy, to w większości przypadków modelowania obwodów z łukiem o zaburzanej długości (także skracanym) można przyjąć b2 = 0. równanie cassiego daje najlepsze rezultaty w zakresie silnych prądów wyładowania. taką samą właściwość ma równanie cassiego-bergera. nie może ono wystarczająco dokładnie odwzorowywać procesów w łuku o słabym prądzie, zwłaszcza w okolicach przejść prądu przez wartość zerową. kułakow zaproponował modyfikację znanego modelu łuku, wykorzystującego charakterystykę statyczną napięciowo-prądową [5]. ten zmodyfikowany model i rzędu, uwzględniający zmiany długości kolumny, zapisany w postaci konduktancyjnej jest następujący: (6) gdzie: estat(i) – charakterystyka statyczna natężenia pola elektrycznego; θmk – stała czasowa modelu kułakowa. do aproksymacji charakterystyki estat(i) wykorzystuje się najczęściej funkcję potęgową e(i) = ai-b [6]. możliwości występowania zaburzeń długości łuku w różnych chwilach czasowych powodują potrzebę poszukiwania modeli, które z odpowiednio wysoką dokładnością będą odwzorowywać przebiegi wielkości elektrycznych w zakresach słabych i silnych prądów. na podstawie podejścia twv (king-jet tsenga, yaoming wanga, d. mahinda vilathgamuwy [7]) zmodyfikowany model hybrydowy kolumny łuku, uwzględniający zmiany jego długości, kojarzy modele (5) i (6) za pomocą odpowiedniej funkcji wagowej ε(i). ma on postać: (7) gdzie θbk jest zastępczą stałą czasową łuku określaną z danych eksperymentalnych. wprowadzono tutaj oznaczenie: (8) 10 przegląd spawalnictwa 6/2012 gdzie: i0 – wartość prądu granicznego między modelami cassiego-bergera a kułakowa. w tym przypadku aproksymacja funkcji estat(i) powinna być najbardziej dokładna w zakresie słabych prądów. silnym prądom odpowiada stała wartość napięcia uc(i) = const, zależna tylko od długości łuku. jeśli uwzględnimy zależności (3) i (4), podane przez bergera, to na podstawie zależności (7) otrzymamy model: (9) jego implementację komputerową podano w opracowaniu [8]. do symulacji procesów w obwodach urządzeń elektrotechnicznych, w których zmiany długości kolumny łukowej są stosunkowo powolne (dl/dt ≈ 0), wzór na uproszczony model hybrydowy kolumny łuku (7) przekształca się do postaci: (10) jeśli uwzględnimy zależności (3) i (4), podane przez bergera, to z modelu (10) otrzymamy: (11) pełny model łuku elektrycznego zawiera oprócz konduktancji kolumny także nieliniową konduktancję odwzorowującą przyelektrodowe spadki napięcia (przyanodowy ua i przykatodowy uk). taką dodatkową konduktancję ge określa zależność: (12) jest ona połączona szeregowo z nieliniową konduktancją kolumny łukowej gkol. wtedy konduktancja wypadkowa wyznaczana jest ze wzoru (13) implementacja uproszczonego modelu łuku o zmiennej długości kolumny plazmowej w matlab-simulink praktyczne wykorzystanie modeli matematycznych łuku elektrycznego o zaburzanej długości kolumny plazmowej (cassiego-bergera, kułakowa i hybrydowego) do symulowania stanów pracy urządzeń spawalniczych i elektrotermicznych może zostać znacznie rys. 1. uproszczony makromodel hybrydowy cassie-bergera-kułakowa łuku elektrycznego fig. 1. simplified hybrid macro model of electrical arc acc. to. cassiego-berger-kulakov rys. 2. schemat symulowanego układu z modelem łuku fig. 2. diagram of simulated for model of the arc ułatwione przez ich zaimplementowanie w popularnym programie matlab-simulink. na rysunku 1 pokazano schemat makromodelu hybrydowego cassiego-bergera-kułakowa łuku o zaburzanej długości kolumny. opisuje go model matematyczny określony wzorem (11). efekty symulacji procesów w obwodzie z łukiem (rys. 2), wymuszeniem elektrycznym okresowym i ze zmienioną długością kolumny pokazano na rysunkach 3 i 4. w pierwszym przypadku uwzględniono sumę przyelektrodowych spadków napięcia a = 15 v oraz parametry prostego obwodu szeregowego zasilającego łuk: napięcie sinusoidalne e = 80 v, f = 50 hz, r = 0,5 w, l = 1,5 mh. założone parametry modelu łuku były następujące: a = 3600 v2/m; θcb = 3e-4 s; i0 = 5 a, l(t) = 0,003 + 0,3 t. dane liczbowe z badań eksperymentalnych charakterystyk e(i) cechują się bardzo dużym rozrzutem. to powoduje, że w literaturze zamieszczone są ich różne aproksymacje [6, 9]. tutaj przyjęto zależność estat (i) = 500i -0,3, v/cm (14) w drugim przypadku uwzględniono asymetrię przyelektrodowych spadków napięcia a1 = 13 v i a2 = 18 v oraz parametry prostego obwodu szeregowego 11przegląd spawalnictwa 6/2012 rys. 3. charakterystyki dynamiczne napięciowo-prądowe łuku ze zmienną długością kolumny w obwodzie z wymuszeniem napięciowym sinusoidalnym fig. 3. the dynamic characteristics of voltage-current of arc with length variable of column in the circuit with a sinusoidal voltage forcing rys. 4. charakterystyki dynamiczne napięciowo-prądowe łuku ze zmienną długością kolumny w obwodzie z wymuszeniem impulsowym fig. 4. the dynamic characteristics of voltage-current of arc with length variable of column in a circuit with pulse forcing wnioski ze względu na znaczne zmiany charakterystyk elektrycznych statycznych i dynamicznych łuku rozciąganego poszczególne modele cassiego-bergera i kułakowa nie mogą dokładnie aproksymować procesów w wybranych stanach pracy urządzeń spawalniczych. zmodyfikowany hybrydowy model łuku, kojarzący modele cassiego-bergera i kułakowa, umożliwia literatura [1] krouchinin a.m., sawicki a.: a theory of electrical arc heating. the publishing office of technical university of częstochowa, częstochowa 2003. [2] jones r.t., reynolds q.g., curr t.r., sager d.: some myths about dc arc furnaces. southern african pyrometallurgy 2011, edited by r.t. jones & p. den hoed, southern african institute of mining and metallurgy, johannesburg, 6-9 march 2011. [3] farzaneh m., chisholm w.a.: insulators for icing and polluted environments. wiley 2009. [4] berger s.: mathematical approach to model rapidly elongated free-burning arcs in air in electric power circuits, icec 2006, 6-9 june 2006, sendai, japan, 2006. [5] математические методы исследования динамики и проблемы управления низкотемпературной плазмой. низкотемпературная плазма, том 2. изд-во наука, новосибирск 1991. symulowanie procesów elektrycznych w obwodach urządzeń spawalniczych w zakresach słabych i silnych prądów. adekwatność modelu hybrydowego cassiego -bergera-kułakowa jest niezależna od chwil (lub faz) działania zaburzeń długości łuku. [6] залесский а.м.: основы теории электрических аппаратов. изд-во высшая школа, москва 1974. [7] king-jet tseng, yaoming wang, d. mahinda vilathgamuwa: an experimentally verified hybrid cassie-mayr electric arc model for power electronics simulations. ieee transactions on power electronics, 1997, vol. 12, no. 3, s. 429-436. [8] sawicki a.: modelowanie łuku elektrycznego o zaburzanej długości kolumny plazmowej. śląskie wiadomości elektryczne 2012, nr 1 s. 9-17. [9] hemmatjou h.: modeling of ac arc inside wet snow. universite du quebec, october 2006. zasilającego łuk: napięcie wymuszające o kształcie meandrycznym emax = 115 v, emin = 10 v, współczynnik wypełnienia 70%, f = 50 hz, r = 0,5 ω, l = 2 mh. założone parametry modelu łuku były takie jak poprzednio. ponieważ rozciąganiu łuku towarzyszy jednoczesne zmniejszanie prądu, to model hybrydowy wykładniczo samoistnie przełącza się z modelu cassiego na model kułakowa. na rysunkach 3 i 4 wyraźnie widać zmniejszanie się amplitudy prądu i narastanie amplitudy napięcia wraz ze stromymi odcinkami charakterystyk napięciowo-prądowych. w każdym przypadku rozciągania łuków prowadziły do ich zgaśnięcia, którym towarzyszyło powstanie znacznych przepięć. praca naukowa finansowana przez mnisw ze środków na naukę w latach 2010-2013 jako projekt badawczy nr n n511 305038. ps 5 2018 www str 51przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 próba łączenia kompozytów metalowo-ceramicznych  za pomocą spawania metodą tig direct current tig welding of metal matrix composites mgr inż. konrad ogonowski – laboratorium badań nieniszczących „ar”; dr inż. jan wysocki – austen maritime services; dr hab. inż. katarzyna gawdzińska, prof. am; prof. dr hab. inż. wojciech przetakiewicz – akademia morska w szczecinie. autor korespondencyjny/corresponding author: kogon@wp.pl streszczenie wprowadzanie materiałów nowej generacji o podwyższonych właściwościach mechanicznych i eksploatacyjnych zwiększa niezawodność środków transportu wodnego, a tym samym bezpieczeństwo żeglugi i obniża koszty eksploatacyjne. do tej grupy należą odlewane metalowe materiały kompozytowe. brak jest jednak ciągle precyzyjnego i szybkiego opisu metody łączenia tych tworzyw, co znacznie utrudnia ich wykorzystanie. dlatego trwają pracę nad doborem dobrych jakościowo metod ich spajania. w niniejszej pracy podjęto próbę łączenia odlewanych kompozytów typu alsi/sic przez spawanie metodą tig prądem stałym. słowa  kluczowe: kompozyty aluminiowe-ceramiczne; spawanie tig abstract the introduction of new generation materials with improved mechanical and operational properties increases the reliability of water transport means, thus the safety of shipping, and reduces operating costs. this group includes cast metal composite materials. however, there is still no precise and quick description of the method of combining these materials, which significantly hampers their use. therefore, work is ongoing on the selection of good quality methods of their bonding. in this work, an attempt was made to join cast alsi/sic composites by tig welding using direct current. keywords: aluminium-ceramic composites; tig welding wstęp w ostatnich latach nastąpił znaczny postęp w udoskonaleniu metod odlewniczych oraz opracowano szczegółową kontrolę procesu odlewania, co pozwoliło na uzyskiwanie produktów o złożonych kształtach i wysokiej jakości. właściwości mechaniczne odlewów niejednokrotnie zbliżone są do tych, jakimi charakteryzują się stopy obrabiane cieplnie. do tej grupy należą również stopy aluminiowo-krzemowe, które z powodzeniem są stosowane jako osnowa przy wytwarzaniu odlewanych zawiesinowych materiałów kompozytowych zbrojonych węglikiem krzemu. są to materiały, które posiadają szereg korzystnych cech takich jak: bardzo wysoka odporność na ścieranie, wysoka wytrzymałość na ściskanie, duża sztywność, duża twardość, mały współczynnik rozszerzalności cieplnej, możliwość pracy w podwyższonej temperaturze, relatywnie mały ciężar, relatywna łatwość i niski koszt wytwarzania. pomimo wielu zalet materiały te posiadają również wady. do nich można zaliczyć: niską plastyczność, małą odporność na kruche pękanie, naprężenia wewnętrzne powstałe w procesie wytwarzania, trudność łączenia elementów konstrukcyjnych wykonanych z tego typu materiałów [1,2]. dlatego w niniejszej pracy konrad ogonowski, jan wysocki, katarzyna gawdzińska, wojciech przetakiewicz przeglad welding technology review postanowiono wykonać próbę łączenia materiałów kompozytowych przy pomocy spawania metodą tig prądem stałym. spawanie metodą tig prądem stałym kompozytów odlewanych typu alsi/sic spawanie prądem stałym metodą tig może odbywać się prądem stałym, jak i prądem przemiennym. przy spawaniu prądem stałym, na warunki pracy ma znaczny wpływ biegunowość przyłożonego do elektrody prądu. przy biegunowości dodatniej (elektroda – „biegun dodatni”) strumień elektronów emitowanych z powierzchni materiału przemieszcza się w kierunku elektrody. powoduje to niekorzystny podział ciepła (ok. 30% na materiale), czego skutkiem jest płytkie i szerokie wtopienie oraz wytapianie elektrody. w przypadku spawania przy biegunowości ujemnej (elektroda – „biegun ujemny”) elektrony emitowane są z elektrody doi: http://dx.doi.org/10.26628/ps.v90i5.897 52 przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 rys. 1. wytwarzanie kompozytów metodą mechanicznego mieszania: a) schemat, b) mikrostruktura kompozytu „ex situ” ((kompozyt zawiesinowy; mikroskopia optyczna) [3] fig. 1. production of composites by mechanical mixing: a) scheme, b) microstructure of the „ex situ” composite (suspension composite; optical microscopy) [3] rys. 2. obraz makroskopowy stopionego końca elektrody wolframowej fig. 2. a macroscopic image of a hydrated tungsten electrode rys. 3. obraz makroskopowy miejsca łączenia bez materiału dodatkowego z widocznym wytopieniem metalicznej osnowy fig. 3. macroscopic image of the joining site, without additional material, with visible rendering of the metallic matrix w kierunku materiału. uzyskuje się wtedy głębokie wtopienie, ale bez efektu usuwania warstewki tlenków z powierzchni spawanego materiału. materiał badawczy  odlewy wykonano poprzez mieszanie ciekłej osnowy będącej stopem technicznym (rys. 1) ze stałym zbrojeniem (kompozyty zawiesinowe) [3,4]. zawiesinę kompozytową uzyskano poprzez wprowadzanie cząstek ceramicznych sic do ciekłej osnowy stopu alsi9 w trakcie mechanicznego mieszania zachowując wszelkie parametry procesu zgodnie z [5]. wykonanie próby spawania kompozytów w zakładzie inżynierii materiałów okrętowej akademii morskiej w szczecinie wykonano próby spawania prądem stałym przy dwóch rodzajach biegunowości: 1) elektroda nietopliwa „biegun dodatni”, materiał rodzimy „biegun ujemny”; 2) elektroda nietopliwa „biegun ujemny”, materiał rodzimy „biegun dodatni”. wstępną próbę ręcznego spawania doczołowego metodą tig wykonano na płytkach o wymiarach 90 x 70 x 6 mm przy sposobie przygotowania brzegów płytek przed spawaniem na „i”, spawając na podkładce miedzianej urządzeniem spawalniczym faltig 315 ac/dc. wybrano elektrodę nietopliwą z wolframu o średnicy ø2,4 mm. jako gazu ochronnego użyto ar o czystości 99,996% (numer 4,6). natężenie przepływu gazu, dobrano doświadczalnie, wyniosło 14 dm3/min. wstępna nastawa natężenia prądu wynosiła 140 a, po czym stopniowo ją obniżano do 90 a. spawanie wykonano bez materiału dodatkowego [4]. podczas spawania prądem stałym z biegunowością dodatnią na elektrodzie dc(+) następowało bardzo silne wyta pianie elektrody wolframowej (rys. 2). przy zmianie biegunowości „biegun ujemny na elektrodzie” następowało intensywne wytapianie metalowej osnowy, powstawanie sadzy na powierzchni krateru pochodzącej z rozpadu części cząstek sic oraz „zbrylenia” i rozrzucania pozostałych cząstek fazy zbrojącej (rys. 3). niezbędne okazuje się zatem zastosowanie materiału dodatkowego. powinien on posiadać właściwości poprawiające zwilżalność fazy zbrojącej, odznaczać się dobrą lejnością oraz spełniać rolę regulatora lepkości płynnego metalu w jeziorku spoiny [6]. jak twierdzi ellis [7], pozytywne rezultaty łączenia kompozytów można uzyskać stosując materiał dodatkowy 4047a o składzie bazowym al-si, który charakteryzuje się dobrą lejnością oraz zapobiegawczym działaniem przeciwko tworzeniu się reakcji zbrojenie/osnowa. a) b) cząstki ciecz gaz 53przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 rys. 4. spoina wykonana metodą tig przy prądzie stałym z biegunowością ujemną dc(-). natężenie prądu 105 a, ukosowanie krawędzi na x o kącie całkowitym 60°: a) widok lica spoiny; b) przekrój spoiny w płaszczyźnie poprzecznej do kierunku spawania fig. 4. weld produced using tig method with constant current dc(-). current intensity 105 a, edge bevel to x with an overall angle of 60°: a) view of the weld face; b) cross-section of the weld in the plane transverse to the direction of welding rys. 5. spoina wykonana metodą tig przy prądzie stałym: a) mikrostruktura spoiny w obszarze przyległym do linii wtopienia od strony spoiny. widoczne są niewielkie skupiska cząstek sic, siatka eutektyki α+mg2si+si okalającej rozrośnięte ziarna dendrytyczne fazy α oraz występujące w postaci „pisma chińskiego” wydzielenia fazy międzymetalicznej mg2si; b) mikrostruktura spoiny w strefie zagęszczenia cząstek zbrojących. widoczne dendrytyczne ziarna fazy α otoczone siatką eutektyki α+si; (mikroskopia optyczna) fig.  5. weld produced using tig method with constant current: a) microstructure of the weld in the area adjacent to the fusion line from the weld side. small clusters of sic particles, α+mg2si+si eutectic mesh, surrounding the expanded dendritic grains of the α phase and the separation of the intermetallic phase mg2si in the form of the “chinese script”, are visible; b) weld microstructure in the concentration zone of the reinforcing particles. visible dendritic α phase grains surrounded by α+si eutectic mesh; (optical microscopy) ujemnymi cechami takiej kompozycji spoiwa okazało się jego utrudnione mieszanie z roztopionym kompozytem i skłonność do tworzenia eutektyki al-si. cechy te potwierdzili lean i inni [8], używając jako materiału dodatkowego al-si5 (er4043) oraz al-mg5 (er5356) do próby łączenia kompozytów typu aa6082/sic/25p oraz aa6092/sic/25p. stwierdzili, że mikrostruktura w strefie wpływu ciepła uwarunkowana jest wielkością energii dostarczonej podczas procesu i składu materiału dodatkowego. przy niskiej energii łuku istnieje możliwość kontrolowania reakcji stop – zbrojenie dla obu materiałów dodatkowych. pomimo problemów zwilżalności sic przy materiale dodatkowym er4043, cechą dodatnią jest zapobieganie tworzenia się al4c3. natomiast zastosowanie er5356 z jednej strony powoduje lepszą zwilżalność cząstek, z dru giej jednak pozwala na zachodzenie reakcji powierzchniowych pomiędzy roztopionym stopem a cząstkami zbrojącymi. uwzględniając wymienione spostrzeżenia, zdecydowano się zastosować drut spawalniczy er5356 (almg5). wykonano spoiny doczołowe przy ukosowaniu krawędzi na x o kącie całkowitym 60°, przy pojedynczym przejściu na stronę; biegunowość ujemna na elektrodzie. pozostałe nastawy zachowano jak przy próbach bez materiału dodatkowego. jakość lica uzyskanego złącza spawanego budziła szereg zastrzeżeń (rys. 4a). lico było nierównomierne z widocznymi śladami utleniania powierzchniowego, krawędzie lica nie miały charakteru ciągłości. jednakże oględziny zgładu wykonanego w płaszczyźnie poprzecznej do kierunku spawania (rys. 4b) pozwalały stwierdzić, że przetop był pełen, lecz z oznakami porowatości. na rysunku 5 pokazano mikrostrukturę spoiny w obszarze linii wtopienia i bezpośrednio do niej przyległym. w obszarach, gdzie obecność cząstek sic była bardzo mała lub nie było ich wcale (centralna część spoiny), zauważalny był rozrost dużych dendrytycznych ziaren fazy α oraz znaczna ilość eutektyk α+mg2si+si w przestrzeniach międzydendrytycznych (rys. 5a). w obszarach eutektycznych stwierdzono wydzielenia fazy międzymetalicznej mg2si, która widoczna była w charakterystycznej postaci „pisma chińskiego”. w strefach, gdzie nastąpiło wyraźne zagęszczenie cząstek zbrojących, zauważalne było ograniczenie rozrostu ziaren fazy α. stwierdzono znaczną ilość drobnej eutektyki α+si, zwłaszcza w otoczeniu cząstek sic (rys. 5b). a) b) a) b) sic sic α+mg2si+si α+si mg2si 54 przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 literatura [1] sobczak j.: kompozyty metalowe, instytut odlewnictwa i instytut transportu samochodowego, kraków – warszawa, 2001. [2] gawdzinska k., bryll k., nagolska d.: influence of heat treatment on abrasive wear resistance of silumin matrix composite castings, arch. metall. mater., vol. 61, 2016, no 1, pp. 177-182, doi: 10.1515/amm-2016-00310. [3] gawdzińska k., chybowski l., przetakiewicz w.: proper matrix-reinforcement bonding in cast metal matrix composites as a factor of their good quality, archives of civil and mechanical engineering, 2016, doi: 10.1016/j.acme.2015.11.004. [4] wysocki j.: spajanie kompozytów na osnowie stopów aluminiowo-krzemowych zbrojonych cząstkami węglika krzemu, praca doktorska, akademia morska w szczecinie, 2009. [5] wojciechowski a., sobczak j.: kompozyty metalowe w przemyśle samochodowym, iv seminarium kompozyty 2000, teoria i praktyka, częstochowa, 2000. wnioski  jest możliwe połączenie kompozytów metalowo-ceramicznych przy pomocy spawania metodą tig prądem stałym, mimo że cząstki sic posiadają znacznie mniejszą przewodność cieplną niż metalowa osnowa [9]. należy zatem wnioskować, że szybkość chłodzenia spoiny po skrzepnięciu ulegnie obniżeniu [10]. takie warunki sprzyjają procesom wydzieleniowym w zakrzepłej mieszaninie nadtopionej osnowy kompozytu i materiału dodatkowego co gwarantuje ich połączenie. zastosowanie metody tig do spajania kompozytów odlewanych typu al/sic przy pomocy spawania łukowego elektrodą nietopliwą prądem stałym w osłonie gazu jest tylko fragmentem badań nad możliwościami łączenia tych tworzyw, co zostanie przedstawione w kolejnych pracach autorów. [6] irving b.: what’s being done to weld metal-matrix composites, welding journal, pp. 65-67, june 1991. [7] ellis d., gittos m.f., threadgill p.l.: joining aluminium based metal matrix composites, materials world, vol. 2, no.8, pp. 415-417. [8] lean p.p., gil l., ureña a.: dissimilar welds between unreinforced aa6082 and aa6092/sic/25p composite by pulsed-mig arc welding using unreinforced filler alloys (al-5mg and al-5si), journal of materials processing technology 143-144, 2003, pp. 846-850. [9] gawdzińska, k.: quality features of metal matrix composite castings, archives of metallurgy and materials, vol. 58, issue 3, 2013, pp. 659-662, doi: 10.2478/amm-2013-005. [10] midling o.t., grong o.: a process model for friction welding of almg-si and al-sic metal matrix composites – ii. haz microstructure and strength evolution, acta metallurgica materiala, vol. 42, no. 5, pp. 1611-1622, 1994. 201401_pspaw_1489.pdf 39przegląd spawalnictwa 1/2014 badanie połączeń zgrzewanych blach stalowych metodą ultradźwiękową inspection of welded joints of steel plate   by ultrasonic method a tract in the article are presented method and results of ultrasonic and mechanical research of spot-welded plates. verification was conducted on steel plates with thickness of 2,0 mm. the non-destructive evaluation was carried out using ultrasonic longitudinal waves with a frequency of 20 mhz and a flaw detector with the ability to record the signal from connection area. estimated on the basis of ultrasonic testing, joints quality was verified during the destructive test. the results obtained for combination of test plates of destructive and non-destructive testing allowed to estimate the rate and efficiency of the ultrasonic method to determine its suitability for testing of spot welds. ey word : plate, spot welding, ultrasonic testing (np. 20 mhz), przepuszczeniu jej przez obszar złącza, a następnie interpretacji otrzymanego sygnału. w nowoczesnych systemach produkcji badania ultradźwiękowe są prowadzone w trybie on–line podczas procesu powstawania zgrzeiny. w takim przypadku sygnał ultradźwiękowy odbierany z obszaru złącza wykorzystywany jest do sterowania procesem zgrzewania. dzięki takiemu rozwiązaniu uzyskuje się optymalne parametry zarówno samego procesu, jak i złącza [3÷11]. pomimo dostępności tych systemów, w większości zakładów produkcyjnych wykorzystuje się pomiary wykonywane dopiero po zgrzaniu elementów. taki wybór determinowany jest przez względy ekonomiczne. w literaturze, np. [3, 9, 11], zazwyczaj w sposób ogólny przedstawiane są możliwości wykorzystania metody ultradźwiękowej w badaniach połączeń zgrzewanych blach stosowanych w przemyśle samochodowym. techniczne możliwości metody ultradźwiękowej, sprostre zczenie w artykule przedstawiono sposób prowadzenia oraz wyniki badań – ultradźwiękowych i właściwości mechanicznych – blach zgrzewanych punktowo. weryfikacji poddano połączenia blach stalowych o grubości 2,0 mm. ocenę nieniszczącą zrealizowano za pomocą podłużnej fali ultradźwiękowej o częstotliwości 20 mhz oraz defektoskopu z możliwością zapisu uzyskanego sygnału z obszaru połączenia. szacowaną na podstawie badań ultradźwiękowych jakość połączeń zweryfikowano podczas prób rozrywania. otrzymane wyniki dla określonego połączenia blach z badań zarówno niszczących, jak i nieniszczących pozwoliły na oszacowanie procentowej skuteczności metody ultradźwiękowej oraz określenie jej przydatności do badań zgrzein punktowych blach. słowa kl czowe: blacha, zgrzewanie, ultradźwięki t p wśród różnych metod zgrzewania materiałów szczególne znaczenie ma zgrzewanie gazowe, szamotowe i przede wszystkim elektryczne. ostatni z wymienionych sposobów zgrzewania znajduje szerokie zastosowanie w budowie maszyn i pojazdów samochodowych. szczególnie zgrzewanie punktowe jest powszechnie wykorzystywane w procesie budowy zarówno elementów karoserii pojazdów, jak i komponentów nośnych wyposażenia wnętrza samochodu [1, 2]. stosowanie połączeń zgrzewanych punktowo wymaga opracowania metod kontroli ich jakości w celu wykluczenia już na etapie produkcji wadliwie wykonanych zgrzein. jedną z metod stosowanych w przemyśle są badania ultradźwiękowe. polegają one na wygenerowaniu wiązki fali o wysokiej częstotliwości jakub kowalczyk dariusz ulbrich ryszard mańczak r inż ak owalczyk mgr inż ari z l ric dr inż ry zard a czak – politechnika poznańska. autor korespondencyjny/corresponding author: jakub.kowalczyk@put.poznan.pl 40 przegląd spawalnictwa 1/2014 wadzające się do wykrywania defektów w połączeniu zgrzewanym, takich jak: brak połączenia, przyklejenie, zbyt mały wymiar jądra zgrzeiny, zostały wskazane w [12]. w innych pracach przedstawiono nowoczesne systemy kontroli jakości zgrzein oparte na sieciach neuronowych, logice rozmytej bądź też badaniach ultradźwiękowych [4, 5, 7]. w dostępnej literaturze nie napotkano prac przedstawiających eksperymentalną weryfikację skuteczności metody ultradźwiękowej. głównym celem prowadzonych pomiarów, których rezultaty przedstawiono w tym artykule, było eksperymentalne sprawdzenie skuteczności metody ultradźwiękowej do oceny połączeń zgrzewanych blach stosowanych w produkcji pojazdów samochodowych. prze ieg ada badaniami ultradźwiękowymi objęto połączenia zgrzewane dwóch blach o grubości 2,0 mm. kolejne etapy realizacji eksperymentu przedstawiono na rysunku 1. w pierwszym etapie eksperymentu wykonano połączenia zgrzewane elektrodami stożkowymi o średnicy 4 mm. przygotowane zgrzeiny ponumerowano, a następnie poddano badaniom ultradźwiękowym, które polegały na wygenerowaniu wiązki fali i przepuszczeniu jej przez obszar połączenia zgrzewanego. na podstawie ry 1 schemat realizacji zadania badawczego ig 1 scheme of research task n r zg rz ei ny w zm oc ni en ie sy gn ał u ul tr ad źw ię ko w eg o o ce na ul tr ad źw ię ko w a po łą cz en ia ś re dn ia ś re dn ic a zg rz ei ny p o ro ze rw an iu z go dn oś ć ba da ń ul tr ad źw ię ko w yc h i m ec ha ni cz ny ch 1 68 poprawne 8,32 tak 2 68 poprawne 6,63 tak 3 70 poprawne 6,94 tak 4 70 poprawne 6,69 tak 5 70 poprawne 6,87 tak 6 70 poprawne 6,89 tak 7 70 poprawne 6,35 tak 8 70 poprawne 6,88 tak 9 70 poprawne 6,56 tak 10 70 poprawne 5,25 tak 11 70 poprawne 6,93 tak 12 70 poprawne 5,51 tak 13 70 poprawne 6,61 tak 14 70 poprawne 7,47 tak 15 70 wadliwe 3,48 tak 16 70 poprawne 6,47 tak 17 70 poprawne 5,95 tak 18 74 poprawne 6,37 tak 19 70 poprawne 7,07 tak 20 68 poprawne 6,51 tak uzyskanych sygnałów ultradźwiękowych podejmowano decyzję o jakości połączenia zgrzewanego, kierując się wytycznymi zawartymi w [12]. w kolejnym etapie przeprowadzono mechaniczną weryfikację jakości połączeń, poddając je rozrywaniu. po rozerwaniu dokonano pomiarów średnicy jądra zgrzeiny w dwóch prostopadłych kierunkach, a ich średnią arytmetyczną przyjęto jako wynik końcowy. yniki ada i wnio ki wyniki badań ultradźwiękowych i mechanicznych połączeń zgrzewanych blach zawarto w tablicy. zamieszczono w niej informację o parametrach i rezultatach pomiaru połączeń falą ultradźwiękową oraz dane o wymiarach jądra zgrzeiny i zgodności rezultatów badań ultradźwiękowych i mechanicznych. analizując wyniki badań ultradźwiękowych można stwierdzić, że większość połączeń została wykonana prawidłowo, a jedna zgrzeina (nr 15) została zakwalifikowana jako niespełniająca wymagań, ponieważ jej jąta lica wyniki badań ultradźwiękowych i mechanicznych połączeń zgrzewanych ta le results of ultrasonic and mechanical tests of spot welds 41przegląd spawalnictwa 1/2014 dro miało zbyt małą średnicę. głowica ultradźwiękowa została tak dobrana, aby średnica jej wiązki w obszarze zgrzeiny była dostosowana do wymaganej minimalnej średnicy jądra zgrzeiny. w przypadku właściwie wykonanego połączenia fala ultradźwiękowa w całości odbija się od dna zgrzeiny, co schematycznie pokazano na rysunku 2a, a na rysunku 3 przedstawiono widok takiego sygnału uzyskanego podczas pomiarów. gdy soczewka jądra ma zbyt małą średnicę, wówczas część wiązki fali odbija się od granicy połączenia blach (rys. 2b) i powstają na ekranie aparatu ultradźwiękowego dodatkowe sygnały zwane międzyechami, które na rysunku 4 wskazano prostokątnymi ramkami. ry 2 schemat badania ultradźwiękowego: a) soczewka zgrzeiny odpowiedniej wielkości, b) za mała soczewka zgrzeiny; 1 – fala odbita od dna próbki, 2 – fala odbita od pierwszej blachy ig 2 diagram of ultrasonic test: a) nugget of spot weld right size, b) for a small nugget of spot weld; 1 – ultrasonic wave reflected from the bottom of the sample, 2 – ultrasonic wave reflected from the first steel sheet ry 3 widok ekranu defektoskopu dla poprawnie wykonanego połączenia zgrzewanego ig 3 view of ultrasonic signal for good spot weld received on a screen of flaw detector ry 4 widok ekranu defektoskopu dla wadliwie wykonanego połączenia (15) – mała soczewka zgrzeiny ig 4 view of ultrasonic signal for bad spot weld received on a screen of flaw detector (15) – small nugget ry 5 element po rozerwaniu połączeń zgrzewanych: a) kwadrat – obszar wadliwie wykonanej zgrzeiny, b) koło – obszar właściwie wykonanego połączenia ig 5 view of part after destruction process of spot welds: a) square – area of defectively made spot weld, b) circle – areas of correctly made spot welds wyniki wykonanych mechanicznych badań rozrywających potwierdziły, że dla 95% połączeń średnica oczka zgrzeiny jest większa od wymaganej. widok zgrzein po rozerwaniu pokazano na rysunku 5. zaznaczono na nim połączenie wykonane właściwie i obszar zgrzeiny o średnicy oczka mniejszej niż wymagana. na podstawie wykonanych badań można sformułować następujące wnioski: – metoda ultradźwiękowa umożliwia badanie połączeń zgrzewanych blach stalowych bez ingerencji w strukturę zgrzeiny, co, w przypadku pozytywnego wyniku badania, jest podstawą do skierowania elementu do dalszego etapu produkcji, – otrzymany sygnał ultradźwiękowy z obszaru połączenia zgrzewanego świadczy o jego poprawnym wykonaniu lub występowaniu ewentualnych wad, jak np. za mała średnica jądra zgrzeiny. pod mowanie podczas eksperymentu przeprowadzono pomiary ultradźwiękowe dla połączeń zgrzewanych blach stalowych o grubości 2,0 mm. badania nieniszczące wykazały w przypadku jednej zgrzeiny zbyt małą średnicę, co zostało potwierdzone po rozerwaniu połączenia. weryfikacja metody ultradźwiękowej potwierdziła możliwość jej zastosowania do nieniszczącej oceny zgrzein na etapie procesu produkcyjnego, co umożliwia eliminację wadliwie wykonanych połączeń, wpływa na zwiększenie jakości produkowanych wyrobów oraz pozwala na obniżenie kosztów kontroli jakości w zakładach produkcyjnych. a) b) a) b) 42 przegląd spawalnictwa 1/2014 rozpatrując otrzymane wyniki oraz przydatność metody ultradźwiękowej do oceny połączeń zgrzewanych, należy pamiętać, że badaniu poddano tylko część połączeń dla kombinacji blach o równej grubości. kolejnym krokiem jest planowane wykonanie pomiarów dla łączonych blach o różnej grubości. porównując wartości otrzymane dla próbki rzeczywistej z wartościami dla elementu modelowanego wg wytycznych iiw można stwierdzić, że naprężenia w rzeczywistej konstrukcji są wyższe oraz większa objętość złącza narażona jest na działanie podwyższonego (większego od nominalnego) naprężenia. literat ra [1] klimpel a.: spawanie, zgrzewanie i cięcie metali. wydawnictwa naukowo-techniczne. warszawa 2006. [2] papkala h.: zgrzewanie oporowe metali. wydawnictwo kabe. krosno 2003. [3] buckley j., servent r.: improvements in ultrasonic inspection of resistance spot welds. the 2nd international conference on technical inspection and ndt (tindt 2008). october 2008, teheran, iran. [4] maev r., chertov a., regalado w., karloff a., lichaa p., phan t.: real time ultrasonic system for resistance spot weld inspection. integration in assembly line. 4th international candu in-service inspection and ndt in canada. 18–21 june 2012, toronto, canada. [5] chertov a., maev r. gr.: real-time ultrasonic evaluation of the aluminium resistance spot welding process. 4th international candu in-service inspection and ndt in canada. 18–21 june 2012, toronto, canada. [6] vural m., akkus a.: the ultrasonic testing of the spot welded different steel sheets. journal of achievements in materials and manufacturing engineering. vol. 18, september – october 2006. [7] ambroziak a., koralewicz z., korzeniowski m., kustroń p.: metody kontroli jakości zgrzein punktowych w czasie rzeczywistym. eksploatacja i niezawodność. 2/2005, s. 61÷ 66. [8] wylie n., wylie s.r., cullen j.d., al.-shamma’a a.i.: ultrasonic nondestructive evaluation for spot welding in the automotive industry. sensors, 2009 ieee. 25÷28 october 2009, s. 1518÷1523. [9] athi. n., cullen j.d., shaw a., al.-shamma’a a.i.: online monitoring for the quality of spot welding. ieee international conference on mechatronics and automation. 9–12 august 2009, china, s. 2495÷2499. [10] vogt g., rieger d., kohler c.: inline – process and quality control of spotwelds of car bodies – ultrasonic sensors integrated in resistance welding electrodes. poster 26. ecndt 2006. [11] kaminski r.: ultrasonic testing of spot welded joints on coated steel sheets and optimization of welding parameters. krautkramer. spotweldtesting.com, 20.10.2013. [12] roye w.: ultrasonic testing of spot welds in the automotive industry. krautkrämer, sd, 298 (11/99). imię i nazwisko kontakt do osoby zamawiającej: adres nip amawiam artyk ły nr ze zyt rok trony nr ze zyt rok trony nr ze zyt rok trony cena 1 artykułu z numeru archiwalnego w wersji elektronicznej: 21 zł (w tym 5% vat) r r r r r r r r pspaw@ps.pl płaty należy dokona na rac nek ankowy bank bph s.a. oddział w warszawie 45 1060 0076 0000 3200 0043 1836 artyk ły wy yłane ą drogą elektroniczną w ciąg 2 dni od otrzymania zam wienia r a c a przegląd spawalnictwa a si p ul. świętokrzyska 14a, 00-050 warszawa tel.: 22 827 25 42, faks: 22 336 14 79 podpis firma n n oświadczam, że jestem podatnikiem vat i upoważniam firmę do wystawienia faktury bez podpisu adres e-mail ps 10 2015 www.pdf 104przegląd spawalnictwa vol. 87 10/2015 zakres kruchości wysokotemperaturowej złączy spawanych stopu inconel 625 range of high-temperature embritlement for inconel 625 welded joint dr inż. agata turowska; dr hab. inż. janusz adamiec, prof. nzw. pśl – politechnika śląska. autor korespondencyjny/corresponding author: agata.turowska@polsl.pl streszczenie stopy niklu ze względu na dobre właściwości mechaniczne w wysokich temperaturach, wysoką odporność na pełzanie oraz odporność na utlenianie znalazły zastosowanie m.in. w przemyśle energetycznym i lotniczym. głównym problemem podczas spawania tych stopów są pęknięcia gorące, które mogą wystąpić zarówno w spoinie jak i strefie wpływu ciepła. dyskwalifikują one złącze spawane do użytkowania i o ile to możliwe, wymagają naprawy. za główną przyczynę pękania gorącego uważa się obniżenie plastyczności metalu w zakresie kruchości wysokotemperaturowej (zkw) oraz odkształcenia złącza spawanego podczas spawania. szerokość zakresu kruchości wysokotemperaturowej zależy od właściwości materiału oraz warunków spawania, tj. parametrów spawania, geometrii złącza, cyklu cieplnego, kształtu i sztywności konstrukcji. w pracy wykonano technologiczną próbę transvarestraint, która umożliwiła wyznaczenie zakresu kruchości wysokotemperaturowej stopu inconel 625 oraz wskaźników odporności materiału na pękanie gorące: progu pękania, krytycznej prędkości odkształcenia i krytycznej temperaturowej intensywności odkształcenia. w celu określenia mechanizmu pękania gorącego przeprowadzono badania metalograficzne i fraktograficzne na podstawie których stwierdzono, że pękanie gorące przebiega w zakresie temperatur zkw w wyniku rozerwania cienkiej warstewki cieczy po granicach kryształów narastających w spoinie. słowa kluczowe: zakres kruchości wysokotemperaturowej, pękanie gorące, próba transvarestraint, stop inconel 625 abstract nickel alloys, due to their good mechanical properties in elevated temperature, high creep resistance and oxidation resistance, are used in power and aircraft industries. the main difficulty during welding of nickel alloys are hot cracks, which can appear in weld and heat affected zone. hot cracks cause disqualification of welded joints to using and should be repair if it is possible. the main reason of hot cracks formulation is decrease in metal ductility in high-temperature brittleness range (htbr) and metal deformation during welding. width of htbr depend on material properties and welding condition i.e. welding parameters, joint geometry, thermal cycle, shape and stiffness of weld. in this paper transvarestrain test was performed. this test allows to determine the width of the range of hightemperature brittleness htbr, threshold, critical strain speed of the weld css and critical temperature strain intensity cst.metallographic and fractographic research enabled to define mechanism of hot cracking. it was found that hot cracks formulate as a results of disruption of liquid film on crystals boundaries. keywords: high brittleness temperature range, hot cracking, transvarestrain test, inconel 625 alloy wstęp rosnące wymagania przemysłu energetycznego wynikające z dążenia do uzyskania większych sprawności bloków energetycznych, wymusza stosowanie nowych rozwiązań w zakresie projektowania i budowy kotłów na parametry nadkrytyczne i ultranadkrytyczne. jednym z kierunków rozwoju jest stosowanie nowych materiałów np. stopów niklu. charakteryzują się one znaczną wytrzymałością w wysokiej agata turowska, janusz adamiec temperaturze, odpornością na pełzanie i odpornością na utlenianie. pozwalają na zwiększenie temperatury pracy bloków energetycznych, a tym samym zwiększenie ich sprawności. stopy niklu są stopami dobrze spawalnymi, jednak są skłonne do pękania gorącego, dlatego podczas spawania należy przestrzegać zaleceń technologicznych. pęknięcia gorące, mogą wystąpić zarówno w spoinie 105przegląd spawalnictwa vol. 87  10/2015 rys. 1. schemat próby transvarestraint fig. 1. scheme of transvarestraint test lp. promień trzpienia r (mm) prędkość spawania vs (mm/s) najdłuższe pęknięcie limax, mm liczba pęknięć suma długości wszystkich pęknięć σli (mm) czas rozwoju pęknięcia tmax (s) wielkość odkształcenia ε (%) 1 150 0,95 0 0 0 5,37 1,67 2 135 0,95 3 7 11,7 5,16 1,85 (εp) 3 110 0,95 3,4 10 19,1 4,32 2,27 4 85 0,95 3,8 14 25,5 4 2,94 5 55 0,95 4,1 15 30,9 3,58 4,55 6 38 0,95 4,9 19 40,2 3,16 6,58 7 17 0,95 5,1 21 48,1 0 14,71 tablica i. wyniki próby transvarestrain dla stopu inconel 625 table i. results of the transvarestrain for inconel 625 alloy jak i strefie wpływu ciepła. dyskwalifikują one poprawność złączą spawanego i nie pozwalają na jego eksploatację. dlatego istotnym jest ocena i określenie kryteriów skłonności do pękania gorącego stopów niklu podczas spawania [1÷3]. jedną z metod oceny skłonności materiału do pękania na gorąco jest wyznaczenie zakresu kruchości wysokotemperaturowej (zkw); im szerszy zkw tym większa skłonność materiału do powstania pęknięć gorących. zakres ten można wyznaczyć w próbach technologicznych, które mogą być prowadzone w warunkach, gdy odkształcenie jest regulowane rodzajem konstrukcji, rozmiarami złącza, kolejnością i parametrami układania ściegów (próba kołowa, o zmiennej sztywności ze spoiną czołową, tekkena, fisco, houldcrofta) lub gdy odkształcenie jest wymuszone (próba transvarestraint, varestraint) [4]. za górną granicę zkw uważa się temperaturę utraty wytrzymałości materiału podczas nagrzewania (nst – nil strenght temperature). jest to temperatura wyznaczana podczas nagrzewania, w której wytrzymałość materiału spada do zera. w jej pobliżu oraz powyżej niej, materiał nie jest w stanie przenosić obciążeń mechanicznych. dolną granicę zkw stanowi temperatura odzyskania plastyczności materiału podczas chłodzenia (drt – ductility recovery temperature). w próbie transvarestraint za dolną granicę zkw przyjmuję się temperaturę końca pęknięcia (tk) [4÷6]. w pracy określono skłonność do pękania gorącego stopu inconel 625, na podstawie technologicznej próby transvarestraint, która umożliwiła wyznaczenie zakresu kruchości wysokotemperaturowej oraz wskaźników odporności na pękanie gorące. materiał do badań i metodyka do badań wykorzystano stop niklu inconel 625 zawierający chrom (>20%), molibden (ok. 10%), żelazo (ok. 5%), niob (ok. 3%) oraz inne pierwiastki w ilości poniżej 3%. w celu oceny skłonności do pękania gorącego spoin ze stopu inconel 625 przeprowadzono technologiczną próbę transvarestraint. polega ona na szybkim zginaniu badanych próbek, w trakcie przetapiania, na cylindrycznym bloku matrycowym, tak aby dokładnie odtwarzały jego krzywiznę. wielkość odkształcenia zależy od grubości zginanej próbki i promienia krzywizny bloku matrycowego. próbę transvarestraint przeprowadzono na płytkach o wymiarach: 5x40x60 mm. próbki były przetapiane metodą tig, prądem przemiennym o natężeniu 140 a, w osłonie argonu o przepływie 8 l/min. parametry procesu dobrano tak, aby uzyskać pełne przetopienie. prędkość przetapiania wynosiła 0,95 mm/s. podczas przetapiania symulowano odkształcenie na trzpieniach gnących o promieniach krzywizny: 17, 38, 55, 85, 110, 135 i 150 mm. schemat próby przedstawiono na rysunku 1. do oceny skłonności do pękania gorącego stopu inconel 625 koniecznym jest wyznaczenie temperatury utraty wytrzymałości (nst) oraz równania cyklu cieplnego t = f(t). temperaturę nst wyznaczono na symulatorze gleeble 3800, nagrzewając próbki z szybkością 20 °c/s do temperatury 1200 °c, a następnie z szybkością 1 °c/s do temperatury zerwania. temperaturę nst określono na podstawie 5 testów. równanie cyklu cieplnego określono wykonując symulację rozkładu temperatury w strefie wpływu ciepła i rejestrując zmiany temperatury w czasie w poszczególnych punktach swc, także na symulatorze gleeble 3800. wyniki badań i analiza uzyskane w próbie transvarestraint wyniki i obliczenia zestawiono w tablicy i. wielkość odkształcenia wyznaczono według zależności: gdzie: ε – wielkość odkształcenia (%), g – grubość zginanej próbki (mm), r – promień krzywizny bloku matrycowego (mm). następnie wyznaczono: długość najdłuższego pęknięcia w osi spoiny , sumę długości wszystkich pęknięć oraz określono próg pękania jako odkształcenie, przy którym nie ujawniono pęknięć gorących. czas rozwoju pęknięcia obliczono z zależności: gdzie: tmax – czas rozwoju pęknięcia (s), lmax – najdłuższe pęknięcie (mm), vs – prędkość spawania (mm/s). 106przegląd spawalnictwa vol. 87 10/2015 na podstawie uzyskanych w próbie transvarestraint wyników wyznaczono krytyczną temperaturową intensywności odkształcenia (css) oraz krytyczną prędkość odkształcenia (cst). są to wskaźniki stanowiące kryterium pękania gorącego dla stopu inconel 625 podczas spawania. css jest rozumiana jako minimalna temperaturowa intensywność odkształcenia przy której nie powstaje pęknięcie i jest określana jako tangens kąta pomiędzy styczną do krzywej rozwoju pęknięcia a osią odkształcenia (rys. 2a). cst jest określany jako tangens kąta pomiędzy styczną do krzywej odkształcenia a osią temperatury i jest kryterium opisującym minimalną prędkość wymuszonego odkształcenia przy której nie powstaje pęknięcie gorące (rys. 2b). dla stopu inconel 625: css = 0,8 1/s, cst = 10*10-3 1/oc. zakres kruchości wysokotemperaturowej stopu wyznaczono jako różnicę pomiędzy temperaturą utraty plastyczności (nst) a temperaturą końca pęknięcia (tk). dla stopu inconel 625 zakres kruchości wysokotemperaturowej wynosi 282 °c i jest w zakresie temperatury od 998 do 1280 °c (rys. 2b). a) b) rys. 2. wyniki próby transvarestraint dla stopu inconel 625: a) zależność czasu rozwoju pęknięcia w funkcji odkształcenia tmax = f(ε), b) krzywa plastyczności ε = f(t) fig. 2. results of transvarestraint test for inconel 625 alloy: a) relation of the time of cracking development tmax = f(ε), b) plasticity curve ε = f(t) próbki po badaniach odporności na pękanie gorące w warunkach wymuszonego odkształcenia zostały wykorzystane do badań metalograficznych i fraktograficznych. przykładowe wyniki obserwacji pokazano na rysunku 3. badania mikroskopowe próbek po próbie transvarestrain ujawniły pęknięcia gorące w spoinie i strefie wpływu ciepła. na rysunku 3a przedstawiono lico przetopienia próbki odkształcanej na bloku o promieniu 38 mm z widocznymi pęknięciami gorącymi inicjowanymi na brzegu jeziorka spawalniczego. na rysunku 3b przedstawiono makrostrukturę przetopienia z ujawnionymi pęknięciami w spoinie i strefie wpływu ciepła pod powierzchnią metalu i niewidocznymi od strony lica. pęknięcia te powstają w obszarze stało-ciekłym podczas krystalizacji spoiny. na rysunkach 3c,d,e przedstawiono powierzchnię swobodną pęknięcia, na której widoczne są pojedyncze kolumnowe dendryty z ramionami wtórnymi. wskazuje to na swobodną możliwość ich narastania w cieczy. brak śladów ciągnięcia na ich powierzchni wskazuje, że podczas powstawania pęknięcia były otoczone ciekłym metalem. pęknięcia gorące powstające w zkw w stopie inconel 625 charakteryzują się ułożeniem prostopadłym do powierzchni lica spoiny (rys. 3c-e). pęknięcia te rozwijają się po granicach kryształów austenitu, co potwierdzają również obserwowane na powierzchni pęknięcia ramiona dendrytów spoiny (rys. 3c-e). rys. 3. próbka ze stopu inconel 625 po próbie transvarestraint: a) lico przetopienia, promień gięcia 38mm, b) pęknięcia na przekroju poprzecznym przetopienia, c) pęknięcie gorące, sem, pow.100x, d) powierzchnia swobodna pęknięcia, sem, pow.1000x, e) obszar pęknięcia, sem, pow.2000x fig. 3. sample of inconel 625 alloy after transvarestraint test: a) faces of weld penetration, bend radius 38mm, b) cracks on cross section of weld penetration, c) hot cracking sem, magn.100x, d) free surface on crack, sem, magn.1000x, e) surface of crack area, sem, magn.2000x podsumowanie przeprowadzenie technologicznej próby transvarestraint, tj. próby przetapiania materiału w warunkach wymuszonego odkształcenia pozwoliło na wyznaczenie zakresu kruchości wysokotemperaturowej stopu inconel 625. jako kryterium oceny skłonności do pękania gorącego w warunkach wymuszonego odkształcenia przyjęto próg pękania, krytyczną prędkość odkształcenia i krytyczną temperaturową intensywność odkształcania. uzyskane w próbie wyniki pozwoliły na wykreślenie zależności czasu rozwoju pęknięcia w funkcji odkształcenia oraz określenie krytycznej prędkości odkształcenia: css=0,8 1/s. zależność odkształcenia w funkcji temperaturowej pozwoliła na wyznaczenie krytycznej temperaturowej intensywności odkształcenia: cst = 10,0·10-3 1/°c. są to wielkości, po których przekroczeniu stop inconel 625 będzie pękać na gorąco w procesie spawania. na podstawie zależności ε=f(t) wyznaczono zakres kruchości wysokotemperaturowej stopu inconel 625 w warunkach wymuszonego odkształcenia. wynosi on 280 °c i mieści się w zakresie temperatur 998-1280 °c. 107przegląd spawalnictwa vol. 87  10/2015 uzyskane wyniki wskazują, że wraz ze wzrostem odkształcenia wzrasta liczba pęknięć oraz ich sumaryczna długość. pojawiające się pęknięcia mają charakter krystalizacyjny. przebiegają po granicach krystalitów, gdzie podczas stygnięcia pomiędzy wzrastającymi krystalitami znajdował się jeszcze ciekły metal. analiza struktury powierzchni przełomu pęknięć gorących nadstopów niklu, które powstały w warunkach wymuszonego odkształcenia wskazuje, że pękanie następuje w wyniku rozerwania się warstewki cieczy na granicach krystalizujących kryształów austenitu. na tej postawie stwierdzono, że w celu uniknięcia pękania gorącego elementów spawanych ze stopu niklu inconel 625 należy spawać z możliwie małymi odkształcenia (próg pękania jest poniżej 1,67%), podczas procesu nie przekraczać wartości krytycznej css, spawać małą energią liniową łuku, oraz unikać intensywności odkształcenia w wyniku oddziaływania temperatury tak aby utrzymać cst poniżej wartości 10,0·10-3 1/°c. praca.sfinansowana.w.ramach.programu.badań.stosowanych.finansowanego.przez.narodowe.centrum.badań.i.rozwoju,.projekt.pt .:.„technologia.spawania.laserem.rur.ożebrowanych.ze.stali.austenitycznych.i.stopów.niklu.przeznaczonych.. do.pracy.w.kotłach.o.parametrach.nadkrytycznych.i.ultranadkrytycznych .”,.nr.umowy.pbs1/a5/13/2012 literatura [1] huseman r.: advanced (700oc) pf power plant. a clean coal european, technology. advanced material for ad700 boilers, cesi auditorium, milano,2005. [2] adamiec j., piliszko b.: wysokotemperaturowa korozja elementów kotłów przemysłowych napawanych stopami niklu, inżynieria materiałowa, nr 6, 2007, s. 907-913. [3] inconel 625 i 686adamiec j., więcek m., kokot g.: technologia spawania laserowego rur ożebrowanych., przegląd spawalnictwa 5/2014, p.3-9. [4] tasak e. metalurgia spawania. wydawnictwo jak, kraków 2008. [5] gleeble 3800 aplications, welding process simulation 2000. [6] adamiec p., dziubiński j., gruszczyk a., makosz p., mazur m., mazur w., szymański a.: metalurgia spawania. wyd. politechniki śląskiej, gliwice, 1992, skrypty uczelniane nr 1679. 201213_pspaw.pdf 12 przegląd spawalnictwa 13/2012 tomasz babul sylwester jończyk wybrane aspekty badania kół zębatych metodą prądów wirowych some aspects of application eddy current method  for the gear wheels control  dr hab. inż. tomasz babul, mgr inż. sylwester jończyk – instytut mechaniki precyzyjnej. streszczenie imp prowadzi od wielu lat prace z zakresu strukturoskopii, defektoskopii i oznaczania naprężeń. w artykule przedstawiono analizę wyników badań kół zębatych metodą prądów wirowych z uwzględnieniem głębokości wnikania. celem pracy było przede wszystkim sprawdzenie wykrywalności pęknięć i możliwości oceny stanu naprężeń w wieńcach kół zębatych po procesie hartowania indukcyjnego. pomiary wykonywano miernikiem wirotest 302 oraz sondami specjalistycznymi opracowanymi w imp do badań kół zębatych. pomiary wykonywano na kołach ze sztucznymi nacięciami i bez nacięć. abstract for many years imp has been conducting works in the field of structuroscopy, defectoscopy and stress indication. this paper presents the results of the examination of gear wheels using the eddy current method. the purpose of these works was to develop a method of detecting cracks and imperfections of the structure and stresses. measurements were carried out with the wirotest 302 measure and specialized probes with different frequency (and different depth of penetration) developed in imp for examination of gear wheels. the gear wheels with and without artificial defects were used. wstęp trwałość kół zębatych zależy m.in. od poprawności wykonania obróbki cieplnej, cieplno-chemicznej i powierzchniowej. podstawową cechą determinującą jakość kół zębatych z warstwami zahartowanymi indukcyjnie jest grubość tych warstw i brak w nich defektów spowodowanych obróbką mechaniczną i cieplną. technologicznych, ale i w czasie eksploatacji a nawet magazynowania. jest to układ wielu zmiennych i równoczesnej ocenie należy poddać stan struktury, stan naprężeń oraz obecność pęknięć i mikropęknięć. pożądane byłoby przewidywanie trwałości eksploatacyjnej kół na podstawie wyników badań nieniszczących, wykonanych w toku produkcji, np. przed i po procesie hartowania indukcyjnego. imp prowadzi od wielu lat prace z zakresu strukturoskopii, defektoskopii i oznaczania naprężeń [1]. przedmiotem badań metodą prądów wirowych relacjonowanych w [2] były koła zębate przed i po procesie hartowania indukcyjnego. efekty tej obróbki mogą być kontrolowane w sposób jednoznaczny metodą prądów wirowych, przy użyciu wirotestów produkcji imp. wybrane przyczyny występowania wad i możliwości ich wykrywania wady struktury, stan naprężeń, znaczenie obróbki powierzchniowej w przypadku kół zębatych występują zarówno niejednorodności struktury, jak i gradient naprężeń. w procesie hartowania indukcyjnego uzyskuje się w obrębie wieńca naprężenia ściskające. wartość tych naprężeń zmienia się z głębokością warstwy. naprężenia strukturalne spowodowane są zmianą objętości (martenzyt – największa, austenit – najmniejsza). powstałe naprężenia ściskające, przez powolny ich spadek, przeciwdziałają naprężeniom rozciągającym. spadek twardości jest spowodowany bezpośrednio przez rosnące naprężenia rozciągające. istotną rolę w trwałości eksploatacyjnej kół zębatych odgrywa proces szlifowania. drgania i ciepło powstające w strefie skrawania powodują zmienną grubość warstwy skrawanej i zmianę rozkładu naprężeń własnych, twardości i struktury warstwy wierzchniej. uważa się, że oddziaływania cieplne powodują naprężenia rozciągające, a oddziaływania mechaniczne – ściskające. 13przegląd spawalnictwa 13/2012 pole naprężeń w warstwie wierzchniej charakteryzuje się dużymi gradientami naprężeń. naprężenia rozciągające mogą prowadzić do pęknięć i trudno wykrywalnych mikropęknięć warstwy wierzchniej. niewłaściwe parametry szlifowania prowadzą także do wzrostu ilości austenitu szczątkowego [3]. badania metodą prądów wirowych zadaniem jest kontrola jakości warstw zahartowanych: imperfekcji struktury, obecności pęknięć i mikropęknięć, ocena stanu naprężeń. te trzy zmienne można kontrolować metodą prądów wirowych. trudnością jest odróżnianie sygnałów od nich pochodzących. naprężenia wymagają badania w cienkich warstwach powierzchniowych, pozostałe – pomiarów na większej głębokości wnikania. pęknięcia powodują zmianę przewodności elektrycznej (ostry sygnał braku materiału), zmiany struktury przejawiają się zmianą przenikalności magnetycznej i przewodności elektrycznej, naprężenia powodują zmianę przenikalności magnetycznej. badania wymagają więc doboru głębokości wnikania do rodzaju badania. standardowa głębokość wnikania, obliczana według wzoru: jest przydatna przy przybliżonych oszacowaniach. już w latach 50. xx w. i następnych uważanox, że głębokość wnikania zależy od parametrów próbki, konstrukcji cewek, współczynnika wypełnienia, częstotliwości pola wzbudzającego, czułości użytego przyrządu i natężenia pola wzbudzającego [4]. w przypadku materiałów magnetycznych struktura i twardość wpływają silniej na przenikalność magnetyczną niż na przewodność, toteż do kontroli struktury i twardości jest przydatny wirotest 302 – jako przyrząd nieczuły na fazę. o możliwości uzyskiwania pożądanych głębokości wnikania decydują tu nie tylko właściwości badanego materiału i zastosowana częstotliwość pomiarowa, ale także konstrukcja miernika i sond pomiarowych. wyniki badań metodą prądów wirowych metodyka pomiarów zestaw pomiarowy składał się z miernika (wirotest 302) i sondy przenoszącej impuls na powierzchnię badaną oraz odbierającej sygnał. wskazania wirotestu sygnalizują miejsca wadliwe jako impuls wskazań w miejscu uszkodzenia (pęknięcia) albo odchylenie wskazań od wartości przyjętej za prawidłową, np. od odczytu dla sąsiednich zębów (metoda samo-porównawcza). do badania kół zębatych opracowano nowe typy sond dotykowych. zależnie od rodzaju sondy i parametrów układu pomiarowego, głębokość wnikania prądów wirowych zmienia się w granicach 0,08÷5 mm. pomiary wiroprądowe wykonywano wirotestem 302 trzema sondami: – sondą c lf o znacznej głębokości wnikania, – sondą standardową b mf o średniej głębokości wnikania, – sondą a hf o niewielkiej głębokości wnikania, stosowaną do kontroli zjawisk powierzchniowych, zwłaszcza naprężeń. w pierwszym etapie badaniu poddano koło zębate doświadczalne b (38 zębów), z wykrytym mikroskopowo na zębie 4 głębokim pęknięciem. następnie na badanym kole piłą tarczową diamentową o średnicy 12 mm, grubości 0,1 mm wykonano nacięcia różnej głębokości (tabl. i). w drugim etapie przebadano wpływ na charakterystykę wiroprądową czasu magazynowania. wyniki pomiarów na kole z nacięciami na rysunku 1 przedstawiono charakterystykę wiroprądową koła przed dokonaniem nacięć. na zębie 4 widoczny jest sygnał spowodowany pęknięciem podczas produkcji. na rysunkach 2÷4 przedstawiono wyniki pomiarów wykonanych sondami o różnej głębokości wnikania. tablica i. głębokość nacięcia w wybranych zębach table i. cuts depth in selected teeth numer zęba 15* 22 26 29 32 36 głębokość nacięcia, mm 1,5 0,1 0,3 0,5 0,75 1,0 * nadcięte sąsiednie zęby 14 i 16. rys. 1. wykres rozkładu sygnałów wirotestu 302 na obwodzie koła doświadczalnego przed wykonaniem nacięć fig. 1. wirotest 302 signal distribution along a circle of experimental gear wheel without the cuts nr zęba koło dośw. b s yg na ł w iro 3 02 rys. 2. wykres rozkładu sygnałów wirotestu 302 sondą c lf na obwodzie koła doświadczalnego po wykonaniu nacięć fig. 2. c lf sonde in wirotest 302 signal distribution along a circle of experimental gear wheel with the cuts s yg na ł w iro 3 02 nr zęba sonda c lf sonda stand. b mf sonda a hf koło dośw. b sonda clf 14 przegląd spawalnictwa 13/2012 z danych na rysunku 2 wynika proporcjonalność sygnałów wirotestu 302 do głębokości nacięć. ubytek materiału spowodowany rzeczywistym pęknięciem oraz nacięciami mechanicznymi powoduje sygnał ujemny. można wnioskować, że pęknięcie na zębie 4 ma głębokość zbliżoną do nacięcia na zębie 36, czyli ok. 1 mm. interesujący jest wykres odpowiadający sygnałom z powierzchni (rys. 3). należy wziąć pod uwagę, że przy wykonywaniu nacięć nastąpił lokalny zgniot materiału, co spowodowało lokalny wzrost naprężeń. na zębach 14 i 16 widoczne są piki dodatnie (naprężenia spowodowane lokalnymi uszkodzeniami), natomiast na zębie 15 już widać różnicę będącą wynikiem głębokiego ubytku materiału. zęb 32 i 36 – z nacięciem, przy równoczesnym nieznacznym uszkodzeniu zębów sąsiednich (naprężenia). z wykresu przedstawiono na rysunku 2 – sonda standardowa wynikają zbliżone wnioski. uwagę zwraca pik na zębie 26, gdzie obserwacje mikroskopowe ujawniły mechaniczne uszkodzenie powierzchni. jak widać z porównania przytoczonych wykresów, sygnał wirotestu od pęknięć ma charakter ujemny, naprężenia ściskające powodują wzrost sygnału. wpływ czasu na zmianę charakterystyki wiroprądowej na rysunkach 5 i 6 pokazano możliwość kontroli zmian struktury i naprężeń kół w funkcji czasu. kształt krzywych dla koła 22a wykonanych po 15 miesiącach różni się od początkowego. pozostaje pik charakterystyczny dla pęknięcia na zębie 24, stwierdzono natomiast obecność dodatkowego piku na zębie 29. na podstawie mikrofotografii potwierdzono, że przyczyną jest pojawienie się w badanym obszarze mikropęknięć. widoczny jest również wzrost naprężeń rozciągających w obszarze między zębami 35 i 41. rys. 3. wykres rozkładu sygnałów wirotestu 302 sondą stand. b mf po obwodzie koła doświadczalnego po wykonaniu nacięć fig. 3. b mf standard sonde in wirotest 302 signal distribution along a circle of experimental gear wheel with the cuts rys. 4. wykres rozkładu sygnałów wirotestu 302 sondą stand. a hf na obwodzie koła doświadczalnego po wykonaniu nacięć fig. 4. a hf standard sonde in wirotest 302 signal distribution along a circle of experimental gear wheel with the cuts rys. 5. charakterystyka wiroprądowa koła 22a otrzymano 24 czerwca 2010 r. fig. 5. characteristics of eddy current of 22a gear wheel on 24 june 2010 koło 22a wirotest 302 sonda b mf koło 22a wirotest 302 sonda b mf s yg na ł w iro 3 02 s yg na ł w iro 3 02 rys. 6. charakterystyka wiroprądowa koła 22a otrzymana 5 grudnia 2011 r. fig. 6. characteristics of eddy current of 22a gear wheel on 5 december 2011 podsumowanie na podstawie pomiarów, wykonanych sondami o różnej głębokości wnikania, można stwierdzić możliwość odróżnienia sygnałów pochodzących od naprężeń od sygnałów spowodowanych ubytkiem materiału (pęknięciami). wykazano możliwość analizy stanu kół po okresie magazynowania – wykrywania zmian ich stanu. przewiduje się kontynuowanie badań z uwzględnieniem metody rentgenowskiej ilościowego oznaczania naprężeń w warstwie zahartowanej. badania wykonane w ramach pracy [2] oraz omawiano w niniejszej pracy potwierdziły tezę o możliwości zastosowania pomiarów układem wirotest 302 z sondami o zróżnicowanej głębokości wnikania do kontroli jakości kół zębatych – wykrywania imperfekcji strukturalnych i naprężeniowych oraz wykrywania wad w postaci pęknięć. nr zęba nr zęba koło dośw. sonda stand. b mf koło dośw. sonda a hf 15przegląd spawalnictwa 13/2012 literatura [1] dybiec c., nakonieczny a., włodarczyk s.: praktyczne zastosowanie metody prądów wirowych do pomiaru wielkości i kierunku naprężeń. mat. 32 kkbn międzyzdroje 2003. [2] babul t., jończyk s., samborski t., włodarczyk s.: zastosowanie wirotestów do kontroli kół zębatych. mat. 40 kkbn. warszawa 2011. [3] zaborowski t.: zjawiska fizyczne wpływające na naprężenia własne w technologicznej warstwie wierzchniej. mat. konf.: warstwa wierzchnia technologicznie kształtowana, gorzów wlkp – warszawa 2011, s. 204. [4] heptner h., stroppe h.: magnetyczne i indukcyjne badania metali. wyd. śląsk 1972 r. s. 190-191. w 2012 r. ukazała się monografia autorstwa profesora dr. hab. inż. andrzeja klimpla pt. „technologie laserowe – spawanie, napawanie, stopowanie, obróbka cieplna oraz cięcie”. autor monografii w kolejnych rozdziałach przedstawia podstawy fizyczne promieniowania laserowego, przemysłowe spawalnicze lasery, techniki spawania, napawania i cięcia laserowego. w rozdziale pierwszym pt. „podstawy fizyczne promieniowania laserowego”, autor zwięźle charakteryzuje istotę, parametry oraz rozwój zastosowań wiązki laserowej i laserów, jak również podkreśla znaczenie doboru parametrów wiązki laserowej (parametrów jakości bpp i tem, mocy wiązki, kształtu i wymiarów ogniska), jako procesu złożonego i wymagającego wiedzy nie tylko w obszarze urządzeń i technologii, ale również zagadnień inżynierii materiałowej. rozdział drugi pt. „spawalnicze lasery przemysłowe” dotyczy charakterystyki laserów przemysłowych, w tym, gazowych co2, nd:yag, włóknowych, tarczowych i diodowych dużej mocy, oraz porównania podstawowych cech fizycznych i parametrów technicznych laserów spawalniczych. w dalszej części książki autor zawarł: – uwagi ogólne dotyczące analizowanej tematyki podkreślając rolę sterowania komputerowego kształtem i mocą wiązki laserowej, układów cnc pozycjonowania oraz przesyłu wiązki laserowej systemami optycznymi lub światłowodami w zakresie zapewnienia najwyższej jakości przebiegu laserowych procesów technologicznych. – charakterystykę problemów technologicznych spawania laserowego oraz takim parametrom procesu jak: moc wiązki światła laserowego ciągłego, energia impulsu światła laserowego, czas trwania impulsu, częstotliwość powtarzania impulsu, prędkość spawania (przesuwu wiązki laserowej), kształt toru wiązki wzdłuż linii złącza, długość ogniska wiązki laserowej, kształt i wymiary wiązki laserowej, położenie nowości wydawnicze andrzej klimpel format: b5, oprawa: miękka liczba stron: 326 isbn 978-83-7335-950-5 wydawnictwo politechniki śląskiej, gliwice 2012 ogniska wiązki laserowej względem górnej powierzchni złącza, rodzaj i natężenie przepływu gazu ochronnego. przedstawiono również liczne uwagi praktyczne dotyczące spawania laserowego zróżnicowanych pod względem budowy i materiału elementów konstrukcji wynikające z własnych doświadczeń i danych literaturowych. – analizę wpływu warunków technologicznych napawania i stopowania laserem nd:yag, diodowym, hpdl rofin dl 015 i hpdl rofin dl 020, co2 oraz stanu powierzchni podłoża i rodzaju materiału dodatkowego jako drutu castomag 45500, proszku ceramicznego metaceram 28060, stopu na osnowie kobaltu i drutu proszkowego cermetalowego ni-wc, proszku krzemu i na osnowie niklu na podłożach ze stali niskostopowej, manganowej, austenitycznej, narzędziowej x37crmov5-1 i tytanu technicznego na parametry geometryczne napoin i udział materiału podłoża w napoinie, oraz warunki technologiczne obróbki cieplnej powierzchniowej laserem diodowym hpdl rofin dl 015 różnego rodzaju materiałów. – analizę wpływu technologicznych cięcia i ukosowania laserem gazowym esab-hancock 3-d blach ze stali konstrukcyjnej niskostopowej, rodzaju gazów stosownych do cięcia laserowego różnych materiałów, prezentacji przykładowych parametrów cięcia laserem gazowym co2 i stałym nd:yag oraz cięcia automatycznego laserem gazowym co2 różnych materiałów inżynierskich. książka jest przeznaczona przede wszystkim dla konstruktorów, technologów oraz specjalistów z obszaru inżynierii materiałowej i dziedzin dotyczących konstruowania i wytwarzania. ponadto monografia może stanowić cenny materiał dla studentów uczelni technicznych studiujących inżynierię materiałową, mechanikę i budowę maszyn, metalurgię, mechatronikę, energetykę oraz zarządzanie i inżynierię produkcji, zwłaszcza na politechnice śląskiej. jerzy nowacki technologie laserowe spawanie, napawanie, stopowanie, obróbka cieplna oraz cięcie badania realizowano w ramach projektu po ig 1.1.2 „opracowanie techniki kontroli wiroprądami struktury, naprężeń i wad w lotniczych kołach zębatych zahartowanych indukcyjnie” 201202_pspaw.pdf 6 przegląd spawalnictwa 2/2012 jacek słania henryk marcinkiewicz mariusz kiełbik plan spawania elementu obudowy kopalnianej – osłony odzawałowej welding plan of the element of mine support  – shield system dr hab. inż. jacek słania, prof. is– politechnika częstochowska, mgr inż. henryk marcinkiewicz, mgr inż. mariusz kiełbik – fabryka maszyn górniczych pioma, piotrków trybunalski. streszczenie w artykule przedstawiono plan spawania stalowej osłony odzawałowej obudowy górniczej. omówiono kolejność spawania detali oraz montażu gotowych segmentów z uwzględnieniem podziału na poszczególne etapy produkcji. przedstawiono wymagania dotyczące badań nieniszczących, przykład planu badań i etapy badań oraz ogólne wytyczne dotyczące spawania. abstract there was the welding plan of the element of mine support of shield system presented. the authors described the sequence of details welding and the segments compound with taking into consideration certain production stages. the requirements for non-destructive testing were shown. there were examples of testing plan and the stages of testing described. the overall guidelines on welding were presented. wstęp celem technologicznego planu spawania jest właściwe ustalenie przebiegu operacji warsztatowych w procesie wytwarzania konstrukcji spawanych. technologiczny plan spawania opracowuje się na podstawie dokumentacji konstrukcyjnej wyrobu. obejmuje on następujące czynności: – podział konstrukcji na podzespoły, – ustalenie planu spawania poszczególnych podzespołów, – ustalenie planu spawania całej konstrukcji, – określenie sposobu i stopnia oprzyrządowania spawania poszczególnych podzespołów i całej konstrukcji, – opracowanie instrukcji technologicznych spawania (wps), – wyznaczenie spawaczy do wykonywania poszczególnych prac spawalniczych, – opracowanie i zestawienie całej dokumentacji technicznej technologii spawania. celem ustalenia planu spawania poszczególnych podzespołów jest: – ustalenie kolejności i kierunku wykonywania poszczególnych spoin – od czego w dużym stopniu zależy wielkość naprężeń własnych oraz odkształceń konstrukcji, – określenie metod i parametrów spawania oraz techniki wykonywania spoin – od czego zależy wielkość naprężeń własnych, odkształcenia liniowe i ilość ciepła wprowadzonego do połączenia. oprócz przestrzegania kolejności układania spoin pomocne w zmniejszeniu naprężeń własnych i odkształceń może być określenie i podanie w instrukcji warunków miejscowego podgrzewania lub wywołania chwilowych naprężeń za pomocą różnego rodzaju rozpór i ściągów nadającym elementom tzw. przeciwodkształcenie [1]. osłona odzawałowa – informacje ogólne osłona odzawałowa jest podstawowym elementem zestawu obudowy kopalnianej, odgradzającym wyrobisko od zrobów i częściowo przejmującym nacisk skał stropowych oraz w całości nacisk rumowiska zawałowego. w najczęściej obecnie stosowanych obudowach 7przegląd spawalnictwa 2/2012 podporowo-osłonowych przy eksploatacji ścian systemem z zawałem stropu stosuje się jednolite osłony odzawałowe, które połączone są przegubowo ze stropnicą oraz z łącznikami układu lemniskatowego lub przegubowo ze spągnicą w obudowach z centralnym przegubem. osłona odzawałowa to skrzynkowa konstrukcja spawana z blach o różnej grubości: – blacha spodnia 30÷40 mm, – tężniki ok. 30÷50 mm, – żebra i blachy przykrywające ok. 25÷30 mm. materiały blach to głównie stale niskostopowe o podwyższonej wytrzymałości ulepszone cieplnie wg en 10028-6 i en 10137-2 w gatunkach s355, s690q lub 14hnmbcu. podobnie jak stropnica, osłona ta wyposażona jest w boczne osłony służące do uszczelnienia przestrzeni roboczej oraz do korygowania położenia zestawu, zwłaszcza na nachyleniach. osłona ruchoma wysuwna znajduje się po tej samej stronie co osłona ruchoma stropnicy i jest rozsuwana sprężynami śrubowymi oraz przesuwnikiem korekcyjnym. w osłonie odzawałowej kompletnej wyróżnia się osłonę, osłony boczne, sprężyny śrubowe, prowadniki osłon bocznych i przesuwniki korekcyjne. na wewnętrznej powierzchni osłony odzawałowej umieszcza się ucha i obejmy do mocowania elementów wyposażenia hydraulicznego zestawu. osłona odzawałowa ma również uchwyty i punkty do mocowania haków urządzeń dźwignicowych, niezbędne w czasie przeładunków i montażu zestawu obudowy. w obudowach podporowych osłony odzawałowe nie przenoszą obciążeń górotworu, jedynie ochraniają przestrzeń roboczą wyrobiska ściany przed przedostawaniem się do niego kamienia z zawałów. proces produkcyjny proces produkcyjny osłony polega na: – wycinaniu metodami cięcia termicznego gabarytów zewnętrznych i otworów poszczególnych detali, – przygotowaniu krawędzi detali – ukosowaniu pod spoiny czołowe, – oszlifowaniu detali po cięciu, – prostowaniu detali na prasach hydraulicznych, – śrutowaniu wypalonych detali, – koniecznej obróbce mechanicznej niektórych detali, – składaniu i spawaniu konstrukcji osłony w kolejnych etapach (zwykle iv÷vi etapów zasadniczych i etapy wstępne), – ostatecznej obróbce mechanicznej – wytaczaniu otworów głównych, – śrutowaniu całości konstrukcji, – malowaniu. pierwszą fazą produkcji jest przygotowanie poszczególnych detali. z uwagi na to, że konstrukcja osłony jest spawana z blach, podstawowym procesem wykonania detali jest cięcie gazowe z blach o odpowiedniej grubości (wycinanie kształtów zewnętrznych i otworów poszczególnych detali na przecinarkach automatycznych) oraz przygotowanie krawędzi do ułożenia spoin czołowych – czyli ukosowanie (fazowanie) odpowiednich detali zgodnie z rysunkami konstrukcyjnymi. operacje te wykonuje się przez cięcie termiczne (najczęściej acetylenowo-tlenowe), bądź przez obróbkę mechaniczną w zależności od złożoności kształtu detalu bądź jego wielkości. po operacji cięcia (kształtu i faz) detale poddawane są oszlifowaniu w celu usunięcia wypływek i żużla po cięciu, a następnie prostowaniu na prasach hydraulicznych. po prostowaniu wszystkie detale przed przekazaniem do montażu i ewentualnej obróbki wiórowej poddawane są śrutowaniu. detale bardziej złożone technologicznie (tuleje, uchwyty gwintowane czy zawiesia), wymagające obróbki, przekazywane są na wydział mechaniczny do obróbki wiórowej, a detale z blach przekazywane są na wydział montażowy. montaż konstrukcji osłony odbywa się etapowo ze względu na konieczność spawania detali w odpowiedniej kolejności, tak aby przed przykryciem konstrukcji blachami poszyciowymi można było wykonać spoiny łączące tężniki (blachy główne) do blachy spodniej. liczba etapów głównych w zależności od wielkości konstrukcji osłony i jej złożoności wynosi iii÷vii. przed i etapem składania tężniki główne pakietuje się i roztacza technologiczne otwory pod rury ustawcze do składania. po i etapie składania zwykle konstrukcje ustawia się „plecami” do siebie, poddaje je przegięciu technologicznemu i klamrowaniu w celu wywołania odkształcenia, które po pospawaniu na skutek skurczów spawalniczych pozwoli powrócić do wymaganych kształtów. przegięcie takie ustala się doświadczalnie. wszystkie etapy składania realizowane są ściśle wg procesu technologicznego, tj. do poszczególnych etapów montowane są wyłącznie te pozycje, które ujęte są w karcie technologicznej. spawanie w poszczególnych etapach odbywa się ściśle wg kart technologicznych spawania (planów spawania) ogólnych i szczegółowych. rys. 1. osłona odzawałowa kompletna fig. 1. complete shield system 8 przegląd spawalnictwa 2/2012 plan spawania ogólne wytyczne zawarte w planach spawania dotyczą określenia: gatunku i rodzaju materiału dodatkowego (drutu spawalniczego) stosowanego do sczepiania i spawania konstrukcji metody i parametrów spawania, rodzaju mieszanki gazów osłonowych, uprawnień spawacza w zależności od gatunków spawanych materiałów zgodnie z normą pn-cr iso 15608 (oznaczenie cyfrowe grup materiału podstawowego zastosowanego na złącze egzaminacyjne), wysokości temperatury podgrzewania przed spawaniem w zależności od gatunku materiału podstawowego, a także rodzaju badań nieniszczących poszczególnych złączy. szczegółowe wytyczne w planach spawania poszczególnych etapów określają: rodzaj, wielkość i długości poszczególnych spoin, pozycję spawania, kolejność i kierunek spawania, uwagi techniczne dotyczące sczepiania, zakańczania spoin, spawania tzw. skalopsów, czyszczenia międzyściegowego oraz stosowanych usztywnień i rozpór technologicznych. w kartach tych podany jest również rodzaj badań nieniszczących złączy spawanych oraz ilość materiału dodatkowego (w kg) dla danego etapu spawania osłony odzawałowej. plany spawania oprócz pisemnych wskazówek zawierają również szkice poglądowe prac w poszczególnych etapach, na których oznaczono wielkość i rodzaj spoiny, miejsce założenia rozpór technologicznych, szkic układania spoin do łączeń kaskadowych, pochylenie uchwytu i kierunek spawania dla warstw wypełniających. po poskładaniu i pospawaniu w przedostatnim etapie i rozczepieniu osłon na pojedyncze elementy oraz całkowitym wystygnięciu konstrukcja osłony poddawana jest ostatecznej obróbce wiórowej – wytaczaniu otworów głównych w celu zapewnienia współosiowości (zwykle 0,1 mm) i rozstawów otworów zgodnie z rysunkiem konstrukcyjnym. w ostatnim etapie ustawiane i spawane są niewielkie elementy typu ucha i obejmy do mocowania elementów wyposażenia hydraulicznego zestawu, uchwyty i punkty do mocowania haków urządzeń dźwignicowych, niezbędne w czasie przeładunków i montażu zestawu obudowy, oraz zamki otworów głównych. detale te są składane i spawane w ostatnim etapie z uwagi na swoją „delikatność” – wykonane z cienkich prętów i cienkich blach mogłyby ulec zniszczeniu, pogięciu lub nawet urwaniu podczas manewrowania konstrukcją w czasie produkcji, a w niewielki sposób wpływają na odkształcenia konstrukcji po spawaniu ze względu na niewielkie spoiny (a3 czy 1/2v4). ostatnią fazą produkcji jest szlifowanie wykańczające, śrutowanie całej konstrukcji po uprzednim zabezpieczeniu powierzchni obrobionych przed śrutowaniem oraz malowanie. rys. 2. pakiet blach osłony do wytaczania – rzut aksonometryczny fig. 2. the packet of shield sheets for boring – axonometric projection rys. 3. pakiet blach osłony do wytaczania fig. 3. the packet of shield sheets for boring rys. 4. etapy składania osłony fig. 4. stage of shield composing rys. 5. i etap składania – stosowanie ściągów do ustawiania i sczepiania fig. 5. composing of first stage – using stays for positioning and tacking i etap składania osłony ii etap składania osłony iii etap składania osłony iv etap składania osłony 9przegląd spawalnictwa 2/2012 rys. 6. i etap składania – stosowanie ścisków do ustawiania i sczepiania fig. 6. composing of first stage – using clamps for positioning and tacking rys. 7. i etap składania – stosowanie usztywnień i rozpór technologicznych do ustawiania i sczepiania fig. 7. composing of first stage – using stiffenings and technological struts for positioning and tacking rys. 8. osłony po spawaniu w i etapie sczepione „plecami” do siebie i usztywnione rozporami w celu zapobieżenia odkształceniom spawalniczym fig. 8. shields after first stage welding, “back” tacked and stiffened by struts (for preventing against welding distortions) rys. 9. przygotowanie (ukosowanie) krawędzi blach pod spoiny czołowe fig. 9. preparation (bevelling) of sheet edges for butt welds rys. 10. stanowiska do podgrzewania osłon przed spawaniem fig. 10. stands for heating shields before welding rys. 11. i etap spawania – konstrukcje sczepione i usztywnione fig. 11. welding of first stage – tacked and stiffened constructions 10 przegląd spawalnictwa 2/2012 ogólne wytyczne zawarte w planach spawania określają: – gatunek i rodzaj materiału dodatkowego (drutu spawalniczego) stosowanego do sczepiania i spawania konstrukcji, – metodę i parametry spawania, – rodzaj mieszanki gazów osłonowych, – uprawnienia spawacza w zależności od gatunków spawanych materiałów zgodnie z normą pn -cr iso 15608 (oznaczenie cyfrowe grup materiału podstawowego zastosowanego na złącze egzaminacyjne), – wysokość temperatury podgrzewania przed spawaniem w zależności od gatunku materiału podstawowego, – rodzaj badań nieniszczących poszczególnych złączy.rys. 12. ii etap składania – osłony sczepione paramifig. 12. composing of second stage – pair tacked shields rys. 13. konstrukcje osłony po oszlifowaniu wykańczającym, przygotowane do malowania fig. 13. shield construction after final grinding, ready for painting rys. 14. konstrukcja osłony po malowaniu, przygotowana do wysyłki fig. 14. shield construction after painting, preparation for consignment rys. 15. karta planu spawania – i i ii etap wstępny fig. 15. sheet of welding plan – i and ii preliminary stage 11przegląd spawalnictwa 2/2012 szczegółowe wytyczne w planach spawania poszczególnych etapów określają: – gatunek i rodzaj materiału dodatkowego (drutu spawalniczego) stosowanego do sczepiania i spawania, – uprawnienia spawacza w zależności od gatunków spawanych materiałów (wg pn-cr iso 15608), – rodzaj, wielkość i długość poszczególnych spoin, – temperaturę podgrzewania przed spawaniem w zależności od gatunku materiału podstawowego, – pozycję, kolejność i kierunek spawania, – uwagi techniczne dotyczące sczepiania, zakańczania spoin, spawania tzw. skalopsów, czyszczenia międzyściegowego oraz stosowanych usztywnień i rozpór technologicznych, – rodzaj badań nieniszczących złączy spawanych, – ilość materiału dodatkowego (w kg) dla danego etapu. rys. 16. karta planu spawania – iii etap wstępny fig. 16. sheet of welding plan – iii preliminary stage rys. 17. karta planu spawania – iv etap wstępny fig. 17. sheet of welding plan – iv preliminary stage 12 przegląd spawalnictwa 2/2012 rys. 18. karta planu spawania – i etap fig. 18. sheet of welding plan – i stage rys. 19. karta planu spawania – ii etap fig. 19. sheet of welding plan – ii stage 13przegląd spawalnictwa 2/2012 na rysunkach 5÷14 przedstawiono dokumentację fotograficzną wykonanej podczas poszczególnych etapów produkcji osłony odzawałowej. następnie przedstawiono szczegółowe wytyczne obejmujące etap wstępny (rys. 15÷17), etapy wykonania (rys. 18÷23) oraz etap wstępny planu badań spoin (rys. 24) i fotografię konstrukcji przygotowanej do badań nieniszczących (rys. 25). na rysunku 26 przedstawiono przykładową kartę kontroli spoin dla metody ut i mt. rys. 20. karta planu spawania – iii etap fig. 20. sheet of welding plan – iii stage rys. 21. karta planu spawania – opis szczegółowy spoin fig. 21. sheet of welding plan– welds descripton 14 przegląd spawalnictwa 2/2012 rys. 22. karta planu spawania – iv etap fig. 22. sheet of welding plan – iv stage rys. 23. karta planu spawania – v etap fig. 23. sheet of welding plan– v stage 15przegląd spawalnictwa 2/2012 literatura [1] kurpisz b.: technologiczne plany spawania. instytut spawalnictwa, gliwice 1991. [2] norma pn – en iso 3834-2 wymagania jakości dotyczące spawania materiałów metalowych. część 2: pełne wymagania jakości. [3] słania j.: istota planów spawania. przegląd spawalnictwa 2/2011, s. 3-9. [4] słania j. kaczor t.: plan spawania zbiornika ciśnieniowego. przegląd spawalnictwa 4/2010, s. 9-18. [5] słania j., kwiecień l., jarosiński j.: plan spawania kotłów płomienicowo – płomieniówkowych. przegląd spawalnictwa 6/2010, s. 32-40. [6] słania j., skóra j.: plan spawania wymiennika ciepła chłodzonego powietrzem. przegląd spawalnictwa 2/2011, s. 16-22. [7] słania j.: plan spawania carg płaszcza pieca obrotowego. przegląd spawalnictwa 2/2011, s. 36-41. [8] słania j., wodecki d.: plan spawania belki poprzecznej dźwigu. przegląd spawalnictwa 2/2011, s. 30-35. [9] słania j.: plan technologiczny spawania płyty gąsienicowej. przegląd spawalnictwa 3/2010, s. 16-25. [10] słania j.: plan spawania przy wykonywaniu napraw bieżących kotłów parowych, kotłów wodnych i stałych zbiorników ciśnieniowych. przegląd spawalnictwa 2/2011, s. 22-30. rys. 25. konstrukcja osłony przygotowana do badań nieniszczących fig. 25. shield construction prepared for non-destructive testing rys. 26. karta badań spoin fig. 26. joint testing card rys. 24. karta planu spawania – etap wstępny badaia spoin fig. 24. sheet of welding plan – preliminary stage staqe of weld testing 120przegląd spawalnictwa vol. 87 10/2015 spawanie orbitale wężownic ze stali vm12-shc orbital welding of steel coils vm12-shc dr inż. marek gucwa, dr inż robert bęczkowski – politechnika częstochowska; mgr inż marcin stefański. autor korespondencyjny/corresponding author: mgucwa@spaw.pcz.pl streszczenie w pracy przedstawiono wybrane aspekty technologii wykonywania powierzchni grzewczych tj. wężownic przegrzewaczy pary z wykorzystaniem kompleksowego stanowiska do spawania metodą zmechanizowaną tig. próby spawania wykonano na rurach ze stali vm12-shc o średnicy 44,5mm i grubości ścianki 7,1mm. przedstawiono wyniki badań niszczących oraz nieniszczących oraz wskazano na problemy jakie można spotkać w czasie spawania tego typu stali. przeprowadzone próby spawania złącza doczołowego dowiodły, iż spawanie orbitalne metodą tig jest procesem bardzo skutecznym pod względem powtarzalności oraz jakości wykonanych połączeń spawanych. odpowiednio przygotowane oprogramowanie procesu spawania, czy też bieżąca kontrola stanu technicznego urządzenia, powodują iż wskaźnik wadliwość wykonywanych złącz wynosi poniżej 1%. z tego względu metoda spawania orbitalnego tig jest rekomendowana w przypadku, gdy spawane są elementy w gatunkach o utrudnionej spawalności tj. vm12-shc. słowa kluczowe: spawanie orbitalne, stal vm12-shc abstract the paper presents selected aspects of technology performance of the heating surfaces, ie. steam superheater coils using a comprehensive outcome for mechanized tig welding. welding was carried out on steel pipes vm12-shc having a diameter of 44,5mm and a wall thickness 7,1mm. the results of destructive and non-destructive tests were presented and the problems that can be encounter during this type of welding steel were pointed out. the butt joint welding tests that were made have proved that orbital tig welding is a process very effective in terms of reproducibility and the quality of the welded joints. properly prepared welding process software or the current control of the technical condition of the appliance, cause that the impairment indicator of the performed connectors is less than 1%. therefore, the orbital tig welding method is recommended when the elements are welded in the species hindered weldability, ie. vm12-shc. keywords: orbital welding, steel vm12-shc wstęp rozwój energetyki w polsce jak też w pozostałych krajach uni europejskiej opiera się głównie na modernizacji istniejących kotłów oraz budowie nowych kotłów do pracy w warunkach nadkrytycznych. plan rozwoju na najbliższe lata zakłada osiągnięcie temperatury wylotowej pary na poziomie około 620÷650 °c, a ciśnienie 28÷30 mpa. osiągnięcie tak wysokich parametrów uzależnione jest od rozwoju materiałów hutniczych, od których wymaga się wysokich właściwości w podwyższonej temperaturze oraz zachowania dobrej spawalności tych materiałów. większość ze stosowanych obecnie gatunków stali przeznaczonych do pracy w podwyższonej temperaturze to stale o strukturze martenzytycznej o ograniczonej spawalności [1÷3]. wytwórcy podejmujący się wytarzania urządzeń energetycznych z tych stali muszą wykazać się wysoką kulturą techniczną i z uwagi na ograniczoną spawalność stosować dodatkowe zabiegi cieplne jak podgrzewanie wstępne przed spawaniem, kontrola temperatury międzyściegowej oraz obróbka cieplna po spawaniu. materiały hutnicze przeznaczone do wytwarzania wężownic przegrzewaczy powinny charakteryzować marek gucwa, robert bęczkowski, marcin stefański się zdolnością do przenoszenia krótkolub długotrwałych obciążeń (stałych lub zmiennych) w wysokiej temperaturze, dobrą spawalnością, odpowiednią wytrzymałością na pełzanie oraz odpornością na korozję i utlenianie. stale martenzytyczne typu t/p91 o zawartości 9% chromu po raz pierwszy wdrożono do produkcji kolektorów oraz wężownic w latach osiemdziesiątych. dalsze analizy oraz badania prowadzone na stali t/p91 doprowadziły do powstania kolejnych gatunków tj. p92 oraz e911, w których molibden został zastąpiony wolframem. zmiana składu chemicznego wpłynęła na zwiększenie odporności na pełzanie oraz umożliwiła pracę elementów ciśnieniowych w temperaturze do około 620 °c. pomimo poprawy własności mechanicznych zastosowanej stali w wyniku pracy w podwyższonych temperaturach w dalszym ciągu występowało zjawisko utleniania oraz korozji co w znacznym stopniu ograniczyło zastosowanie tych stali w nowoczesnych kotłach. zapotrzebowanie na stal, która odznaczałaby się zarówno odpowiednią wytrzymałością na pełzanie oraz odpornością na utlenianie doprowadziło do opracowania w japonii i usa stali p122 o zawartości 12% chromu z dodatkiem molibdenu i wolframu. obecnie w fazie rozwoju są gatunki zawierające 2,5% kobaltu 2,6% wolframu 121przegląd spawalnictwa vol. 87  10/2015 skład chemiczny, % c si mn cr mo v w co b n nb ni 0,13 0,47 0,27 11,54 0,24 0,26 1,44 1,47 0,0045 0,048 0,044 0,27 tablica i. skład chemiczny stali vm12-shc [4] table i. chemical composition of steel vm12-shc [4] i boru tj. nf12 oraz save12 zawierająca 3% kobaltu, 3% wolframu oraz dodatki tantalu i niobu. odpowiednikiem stali o zawartości 12% chromu jest opracowana przez vallourec & mannesmann stal vm12-shc. stal ta zawierająca 12% chromu może być eksploatowana w temperaturze do 650 °c. częściowe zastąpienie molibdenu wolframem, powoduje wzrost wytrzymałości na pełzanie o około 30% oraz zwiększa hartowność stali, natomiast mikrododatek w postaci boru ma za zadanie stabilizację węglików m23c6. niska zawartość węgla w porównaniu do stali x20 gwarantuje dobrą spawalność oraz zapobiega powstawaniu pęknięć wodorowych [1÷6]. rosnące wymagania odnośnie jakości wykonywanych złączy również wpływają na dynamiczny rozwój techniki spawalniczej, która ma gwarantować wysoką jakość otrzymywanych złączy oraz powtarzalność procesu [7]. spawanie orbitalne tig jest techniką powszechnie uznaną w przemyśle, a firmy takie jak np. polysoude, fronius, esab oraz orbitec, posiadają w swoim asortymencie oprócz źródeł zasilania i głowic spawalniczych inne urządzenia pomocnicze typu pozycjonery i manipulatory czy też sprzęt do obróbki mechanicznej. spawanie orbitalne jest procesem zmechanizowanym, prowadzonym za pośrednictwem specjalnie przystosowanych do tego celu głowic spawalniczych przemieszczających się względem złącza na taśmie lub listwie zębatej, wyposażonych w mikroprocesorowe układy sterowania. technika spawania orbitalnego jest wykorzystywana m.in. do wykonywania rurociągów, wężownic i innych konstrukcji rurowych wykorzystanych w przemyśle energetycznym, ciepłowniczym lub chemicznym. w technice spawania orbitalnego mogą być wykorzystywane różne metody spawania. w przypadku elementów rurowych o małych średnicach zewnętrznych bądź małych grubościach ścianek rekomendowaną metodą jest spawanie łukowe elektrodą nietopliwą w osłonie gazów obojętnych – tig. spawanie orbitalne metodą tig może być prowadzone bez dodatku spoiwa, jak i z jego udziałem w zależności od geometrii przekroju poprzecznego rury [3]. materiał do badań i próby spawania przedmiotem badań było złącze doczołowe z rury o średnicy 44,5 mm i grubości ścianki 7,1 mm ze stali x12crcowvnb12-2-2 (vm12-shc) o składzie chemicznym podanym w tablicy i. do spawania zmechanizowanego metodą tig wykorzystano urządzenie firmy polysoude składające się ze źródła prądu ps 406 oraz głowicy otwartej mu iv80. jako materiału dodatkowego do spawania wykorzystano spoiwo thermanit mts 5cot (tabl. ii). do spawania jako gaz osłonowy wykorzystano argon z natężeniem przepływu 10÷12 l/min oraz użyto go również jako gazu formującego z natężeniem przepływu 4÷6 l/min. skład chemiczny, % c si mn cr mo v w co b n nb ni 0,14 0,53 0,35 11,3 0,3 0,22 1,4 1,6 0,003 0,04 0,06 0,5 tablica ii. skład chemiczny spoiwa według atestu producenta table ii. chemical composition of filler material rys. 1. głowica spawalnicza otwarta typu mu iv 80 fig. 1. open weld head mu iv 80 w celu uzyskania regularnego przetopu przygotowano rowek spawalniczy w kształcie u. średnica wewnętrzna rury została obrobiona mechanicznie, uzyskując jednakową wysokości progu z dopuszczalną tolerancją wymiarową ± 0,1 do 0,3 mm. ze względu na ruch palnika wokół osi spawanego złącza, proces przeprowadzono w następujących pozycjach spawania: pa, pg, pe, pf wg. en iso 6947. rys. 2. układ pozycji na obwodzie spawanej rury [6] fig. 2. layout position on the circumference of welded pipe [6] przed procesem spawania, rura została podgrzana do temperatury 200÷250 °c w celu zapobiegania pęknięciom wodorowym. w trakcie procesu spawania na bieżąco kontrolowano temperaturę międzyściegową, która wynosiła maksymalnie 280 °c. z uwagi na grubość ścianki, wynoszącą 7,1 mm, spoina była wykonywana wielościegowo i składa się z 5 następujących warstw: – warstwa graniowa (przetopowa), spawana prądem 70÷80 a – warstwy wypełniające, spawane prądem 90÷100 a – warstwa licowa, spawana prądem 100÷110 a 122przegląd spawalnictwa vol. 87 10/2015 parametry programu spawania przyjęto wg rekomendowanych wielkości opisanych w instrukcji obsługi oraz programowania źródła prądu typu ps 406. po spawaniu złącze chłodzono do temperatury 20÷100 °c w czasie powyżej dwóch godzin. następnie przeprowadzono operację miejscowego wyżarzania odprężającego zgodnie z zaleceniami producenta stali vallourec & mannesmann (rys. 3). rys. 3. schemat cyklu spawania i obróbki cieplnej stali vm12-shc [4] fig. 3. scheme of welding cycle and heat treatment of steel vm12-shc [4] badania nieniszczące wykonane złącze próbne poddano badaniom nieniszczącym vt, pt i rt z uwzględnieniem poziomu jakości b według normy pn-en iso 5817. badane złącze próbne charakteryzowało się regularną powierzchnią spoiny bez podtopień i nadlewów, podobnie sytuacja się przedstawiała w grani spoiny, którą przebadano z wykorzystaniem endoskopu. równie pozytywne obraz złącza dało badania pt. badania radiograficzne potwierdziły wysoką jakość wykonanego złącza (rys. 4). pozytywne wyniki badań nieniszczących dowodzą dużej jakości oraz powtarzalności złącz wykonywanych z wykorzystaniem techniki spawania orbitalnego. przeprowadzone próby wskazują również na konieczność bardzo dokładnego przygotowania materiałów do spawania. zalecanym sposobem rys. 4. radiogram badanego złącza spawanego fig. 4. radiogram of welded joint oznaczenie próbki wymiary próbki kąt gięcia [°] uwagi wymagania a0 x b0 [mm] lico grań gg1 14,0 x 6,9 180 bez naderwań i pęknięć a ≥ 130° gg2 14,0 x 6,8 180 gl1 14,0 x 6,9 180 gl2 14,0 x 6,8 180 tablica iv. wyniki próby statycznego zginania table iv. the results of the static bending nr próbki wymiary próbek wytrzymałość na rozciąganie miejsce zerwania wymagania wg vdtüv wbl 439 a0 x b0 [mm] fm [n] rm [mpa] rm=620÷850 mpa 1 14,1 x 6,9 555000 795 poza spoiną 2 14,0 x 6,8 595000 815 tablica iii. wyniki próby statycznego rozciągania table iii. the results of static tensile test przygotowania krawędzi złącza jest zastosowanie ukosowania na u, wraz z podtoczeniem wewnętrznym rury w celu uzyskania jednakowej wysokości progu na obwodzie złącza zwłaszcza w przypadku braku odpowiedniej owalizacji przekroju łączonych rur. ten sposób przygotowania zmniejsza ryzyko występowania niezgodności w warstwach graniowych tj. nieregularnego przetopu czy też podtopień. przyczyną nieregularnego przetopu lub wklęśnięcia grani może być również przygotowanie złącza wg szczegółu na v bez podtoczenia wewnętrznego oraz bez progu. badania niszczące po uzyskaniu pozytywnych wyników badań nieniszczących, ze złącza spawanego zostały pobrane próbki do badań niszczących zgodnie z zaleceniami obowiązujących norm. zakres badań niszczących obejmował: – statyczną próbę rozciągania złącza spawanego wg pn-en iso 4136:2013-05, – próbę zginania (zginanie od strony lica oraz grani) wg pn-en iso 5173:2010, – badanie udarności (karb nacięty w spoinie, swc oraz w materiale rodzimym) wg pn-en iso 148-1, – pomiary twardości wg pn-en 1043-1 statyczna próba rozciągania złącza badania przeprowadzono w celu określenia wytrzymałości złącza spawanego na rozciąganie oraz porównaniu 123przegląd spawalnictwa vol. 87  10/2015 podsumowanie przeprowadzone próby spawania złącza doczołowego dowiodły, iż spawanie orbitalne metodą tig jest procesem bardzo skutecznym pod względem powtarzalności oraz jakości wykonanych połączeń spawanych. odpowiednio przygotowane oprogramowanie procesu spawania czy też bieżąca kontrola stanu technicznego urządzenia, powodują iż wskaźnik wadliwość wykonywanych złącz może być bardzo niski. z tego względu metoda spawania orbitalnego tig jest rekomendowana w przypadku, gdy spawane są elementy w gatunkach o utrudnionej spawalności tj. vm12-shc. poprzez zmniejszoną ilość niezgodności spawalniczych unika się napraw, a co się z tym wiąże powtórnych zabiegów cieplnych, które mogą pogorszyć własności użytkowe złącza oraz wpływają na wynik ekonomiczny przedsiębiorstwa. minimalna ilość niezgodności spawalniczych znacząco wpływa na wysoką produktywność procesu. przeprowadzone próby spawania uwidoczniły również mankamenty technologii. aby zapewnić powtarzalność w procesie spawania orbitalnego metodą tig, należy zapewnić następujące warunki, które są klasyfikowane jako istotne: – wyszkolony personel, – jakość i powtarzalność przygotowania elementów do spawania, – jakość materiałów dodatkowych oraz gazów osłonowych, – odpowiednie przygotowanie elektrody wolframowej, – optymalne pozycjonowanie i przygotowanie złącza – zapewnienie współosiowości łączonych elementów, – sprawdzone oprogramowanie procesu. literatura [1] m. zeman, s. błacha: spawalne stale martenzytyczne żarowytrzymałe nowej generacji, przegląd spawalnictwa, vol.86, nr 4, s.51-61, 2014. [2] e. tasak, a . ziewiec: spawalność materiałów konstrukcyjnych. tom 1 – spawalność stali, wydawanictwo jak, kraków, 2009. [3] poradnik inżyniera – spawalnictwo; wnt, warszawa 2003. [4] brochure vm12 –shc technical data sheet. materiały informacyjne firmy vallourec, 2015. [5] j. jasak, k. wojsyk., g. golański: właściwości mechaniczne niejednorodnego złącza spawanego stali vm12/x20 po wyżarzaniu, przegląd spawalnictwa, vol.87, nr 4, s. 5-9, 2015. [6] m. urzynicok, k. kwieciński, m. szubryt: doświadczenia przy wykonywaniu połączeń doczołowych ze stali martenzytycznej vm12-shc, przegląd spawalnictwa, vol. 81, nr 11, s. 20-25, 2009. [7] a. kolasa, p. cegielski, a. oneksiak: nowa głowice do orbitalnego doczołowego spawania rur metodą tig, przegląd spawalnictwa, vol. 84, nr 3, s. 32-38, 2014. otrzymanych wyników z właściwościami materiału rodzimego (rm = 755mpa). wynik próby przedstawiono w tablicy iii. próbę statycznego zginania z rozciąganiem lica gl oraz grani gg wykonano zgodnie z pn-en 15614-1 i pn-en iso 5173. według postanowień normy, kryterium próby jest uzyskanie kąta ≥ 130°, bez wystąpienia rys i pęknięć na rozciąganej powierzchni próbki. uzyskane rezultaty przedstawiono w tablicy iv. pomiary twardości przeprowadzono zgodnie z pn-en 19952-6 oraz pn-en 15614-1. maksymalna twardość w wymienionych normach dla złączy obrobionych cieplnie wynosi 350 hv10. na rysunku 6. przedstawiono wyniki pomiarów twardości, wszystkie zmierzone twardości są niższe od wartości dopuszczalnej. wyniki badań niszczących podobnie jak badania nieniszczące potwierdzają wysoka jakość otrzymanych złączy. wszystkie badane właściwości charakteryzujące materiał złącza były na poziomie wyższym niż wymagają to odpowiednie normy przedmiotowe oraz nie przekraczały dopuszczalnych maksymalnych wartości. przeprowadzone próby spawania przy założonych parametrach procesu i z wykorzystaniem spawania orbitalnego pozwoliły na opracowanie technologii spawania, która gwarantuje powtarzalną jakość otrzymywanych złączy. kluczowym czynnikiem dla wyników badań niszczących jest również odpowiedni sposób postępowania ze stalą vm12-shc po procesie spawania, czyli odpowiedni czas chłodzenia po spawaniu oraz obróbka cieplna według wytycznych producenta stali. rys. 5. wyniki próby pracy łamania fig. 5. the results of impact tests rys. 6. rozkład twardości w złączu spawanym ze stali vm12-shc fig. 6. the hardness distribution in welded joint of steel vm12-shc ps 5 2018 www str 155przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 porównanie warunków spawania różnych grubości   złącza ø1016 stali l485me metodą 135/136 comparison of welding condition of different thickness joints of ø1016 l485me steel welded with 135/136 methods mgr inż. konrad wojnarowski  – jt zakład budowy gazociągów s.a.; mgr inż. beata skowrońska; dr hab.  inż. tomasz  chmielewski, prof. pw; dr hab. inż. dariusz golański, prof. pw – politechnika warszawska. autor korespondencyjny/corresponding author: b.skowronska@wip.pw.edu.pl streszczenie celem pracy było opracowanie technologii wykonywania złączy spawanych metodą 135 w odmianie stt oraz 136 z manipulatorem scorpion dla rur ø1016,0 o grubości 14,2; 16,0; 22,2 z uwzględnieniem wpływu zmiany grubości złącza na warunki spawania. opisano właściwości mechaniczne złączy na podstawie uzyskanych wyników badań nieniszczących i niszczących na potrzeby uznania technologii zgodnie z pn-en iso 15614-1, pn-en 12732 oraz wytycznymi gazsystem (pi-id-io3) dla złączy rurowych ze stali l485me. słowa kluczowe: stal termomechaniczna; spawalność; spawanie rurociągów abstract the purpose of the work was to develop a welding procedure for making welded joints using method 135 in stt and 136 variant with a scorpion manipulator for pipes ø1016.0 with a thickness of 14.2; 16.0; 22.2 including the effect of changing joint thickness on welding conditions. the mechanical properties of the joints are described based on the results of non-destructive and destructive testing for the needs of qualification technology in accordance with pn-en iso 15614-1, pn-en 12732 and gaz-system guidelines/requirements (pi-id-io3) for l485me steel pipe welded joints. keywords: thermomechanical rolled steel; weldability; pipe welding wstęp pod koniec 2013 roku gaz system s.a., czyli jeden z największych inwestorów na rynku polskim, przedstawił ,,plan rozwoju – w zakresie zaspokojenia obecnego zapotrzebowania na paliwa gazowe na lata 2014-2023”. gaz system jest odpowiedzialny za transport paliw gazowych siecią przesyłową na terenie całego kraju, w celu ich dostarczenia do sieci dystrybucyjnych oraz do odbiorców końcowych podłączonych do systemu przesyłowego. w roku 2018 planowane są inwestycje budowy gazociągów, których sumaryczna długość przekracza 1000 km. wykonanie tych inwestycji w tak krótkim czasie jest wyzwaniem dla polskich firm zajmujących się budownictwem gazociągów, których z roku na rok jest coraz mniej na rynku. jednym z najważniejszych wymogów przy przystąpieniu do przetargów na inwestycje z jest mechanizacja procesu spawalniczego. dzięki niej można osiągnąć niską wadliwość złączy na poziomie 5%, jak i wysoką wydajność, która nie była dotychczas osiągalna przy tradycyjnych metodach wykonywania złączy spawanych. realizacja owych inwestycji stwarza ogromne wyzwanie dla firm zajmujących się budownictwem gazociągów. największa odpowiedzialność spełnienia wysokich wymagań spoczywa na barkach nadzoru spawalniczego. wymagania opisano w dokumencie ,,wykonanie złączy konrad wojnarowski, beata skowrońska, tomasz chmielewski, dariusz golański przeglad welding technology review spawanych – wymagania operatora gazociągów przesyłowych gaz – system s.a.”. wymagania spawalnicze dn1000 dla gaz system s.a. wszystkie prace spawalnicze wykonawcy muszą prowadzić zgodnie z wymaganiami normy pn-en 12732 oraz zgodnie z załącznikiem 5 do dokumentu pi-id-i03. jest to dokument opracowany z myślą o inwestycjach gaz system s.a. w latach 2014-2023. wytyczne zostały opracowane przez własne służby nadzoru spawalniczego gaz system s.a. oraz grono specjalistów z całej polski. dokument składa się z 16 rozdziałów, gdzie w każdym opisane są szczegółowe wymagania narzucone na wykonawcę inwestycji odnośnie: systemów zarządzania jakością, materiałów dodatkowych, jak i podstawowych, technologii spawania oraz jej uznawania, personelu spawalniczego, urządzeń spawalniczych, prowadzenia robót spawalniczych oraz kontroli jakości złączy spawanych. przedmiotowe złącza znalazły zastosowanie podczas realizacji kontraktu spawania rurociągu ø1016,0 dla inwestora gaz-system s.a. do wykonywania złączy spawanych używano dwóch metod: 135 stt do ściegu graniowego oraz fcaw 136 scorpion do ściegów wypełniających i licowych. stt to niskoenergetyczna odmiana spawania mig/mag doi: http://dx.doi.org/10.26628/ps.v90i5.918 156 przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 tablica i. skład chemiczny stali l485me table i. chemical composition of l485me steel tablica iv. właściwości mechaniczne spoiwa, ścieg graniowy table iv. mechanical properties of filled material, root pass tablica ii. właściwości mechaniczne stali l485me table ii. mechanical properties of l485me steel tablica iii. skład chemiczny spoiwa, ścieg graniowy table iii. chemical composition of filled material, root pass łukiem zwarciowym drutami litymi wprowadzona na rynek przez firmę lincoln electric. scorpion to głowica spawalnicza wykonująca warstwy metodą fcaw, wprowadzona na rynek przez firmę gridweld welding systems ltd. do wykonywania złączy spawanych posłużyły materiały spawalnicze firmy lincoln electric do ściegu graniowego pipeliner 80ni1, zaś do wypełnienia i lica pipeliner g80m-h. pracę poświecono zagadnieniu spawania w osłonie gazu aktywnego drutem proszkowym z rdzeniem topnikowym oraz drutem z rdzeniem litym, a dokładnie porównaniu wpływu zmiany grubości złącza na właściwości mechaniczne na przykładzie rury ø1016,0. porównanie trzech technologii polegało na analizie parametrów spawania z procesu uznania technologii oraz wyników badań niszczących. w ramach niniejszej pracy postanowiono porównać trzy grubości złączy rurowych 14,2 mm, 16,0 mm oraz 22,2 mm. materiał podstawowy materiał podstawowy to rury dostarczane przez inwestora i wykonane zgodnie z wymaganiami normy pn-en iso 3183 spawane łukiem krytym ze szwem spiralnym i wzdłużnym. wszystkie materiały użyte do wykonania gazociągu muszą mięć potwierdzoną udarność charpy – v, w temperaturze -29 °c. na potrzeby niniejszej pracy, wszystkie złącza wykonywane są na rurze ze stali l485mb. l485mb (o składzie chemicznym i właściwościach mechanicznych przedstawionych w tabl. i i ii) (wg en 10208-2) bądź x70 (wg api 5l), jest to stal na rury przewodowe po obróbce termomechanicznej, która polega na dwuetapowym walcowaniu stali. pierwszy etap to walcowanie normalizujące, które odbywa się w temperaturze niższej o ok. 100÷150 °c od temperatury walcowania konwencjonalnego. po przeprowadzeniu obróbki termomechanicznej stal wykazuje zmniejszoną podatność do utwardzania w swc, w konfrontacji ze stalami w stanie normalizowanym o zbliżonych właściwościach wytrzymałościowych. mała tendencja do utwardzania swc powoduje zmniejszenie ryzyka wystąpienia zimnych pęknięć w złączu spawanym. stal po obróbce termomechanicznej jest bardziej odporna na oddziaływanie środowiska kwaśno-korozyjnego oraz łatwiej spawalna w porównaniu ze stalami walcowanymi tradycyjnie [1÷4]. dzięki niskiej wartości równoważnika węgla i korzystnej mikrostrukturze uzyskanej przez proces walcowania stal l485me ma wysoką odporność na występowanie kruchych pęknięć w złączu spawanym. relatywnie wysoka udarność złącza spawanego oraz niska twardość swc powodują, że złącza spawane nie wymagają wyżarzania odprężającego. najważniejszym problemem technologicznym jest maksymalne ograniczenie rekrystalizacji i zmiękczenia materiału w swc. materiał dodatkowy wybór materiału dodatkowego w znacznym stopniu zależał od zaleceń inwestora. załącznik nr 5 do pi-id-i03 odnosi się do zapisów z pn-en 12732 oraz wprowadza kilka rozszerzeń. pierwszym jest wprowadzenie wymogu na atest 3.2 wg wymagań en 10204. kolejnym rozszerzeniem jest narzucenie temperatury -29 °c przy badaniu udarności spoiwa metodą charpy – v oraz obostrzenie odnośnie wyników badania, w którym średnia wartość z trzech próbek badanych musi być ≥40 j, przy czym co najmniej jedna może posiadać wartość ≥30 j. ostatnim rozszerzeniem jest wymóg stosowania materiałów niskowodorowych o zawartości wodoru 2÷5 ml h2/100g. do wykonywania ściegu graniowego zastosowano drut elektrodowy firmy lincoln electric pipeliner 80ni1 ø1,0 mm (właściwości przedstawiono w tabl. iii i iv), przeznaczony do wykonywania ściegu graniowego w połączeniach stali x100 oraz wypełnienia, a także lico dla stali x80 (l555n, l555m). główne zastosowanie tego spoiwa to spawanie rurociągów i off-shore we wszystkich pozycjach. drutem elektrodowym zastosowanym do ściegów wypełniających oraz licowych został pipeliner g80m-h ø1,2 mm firmy lincoln electric (właściwości przedstawiono w tabl. v i vi). przeznaczony jest do stali x80 (l555n, l555m). główne zastosowanie tego drutu to spawanie rurociągów i off-shore. parametry spawania parametry spawania potwierdzone w warunkach wpqr przedstawiono w poniższych tablicach vii, viii i ix. oznaczenie  stali maksymalna zawartość [%] max.  cevc si mn p s v nb ti inne l485mb 0,16 0,45 1,7 0,025 0,020 0,10 0,06 0,06 v+nb+ti <0,15% 0,43 symbol  stali granica plastyczności  rt0,5 [n/mm2] wytrzymałość  rm [n/mm2] wydłużenie  amin [%] l485mb 485÷605 570 18 zawartość % c si mn p s cr ni mo cu v ti al 0,07 0,61 1,23 0,005 0,006 0,04 0,92 0,02 0,14 0,01 0,03 0,01 granica plastyczności [mpa] wytrzymałość   na rozciąganie [mpa] wydłużenie [%] badanie udarności temperatura wynik z badań średnia wartości 513 608 28 -30 °c 132 j 121 j 144 j 132 j 157przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 tablica v. skład chemiczny spoiwa, ściegi wypełniające i licowe table v. chemical composition of filled material, field and face pass tablica vii. warunki spawania ø1016,0 x 22,2 table vii. conditions of welding process for ø1016,0 x 22,2 tablica vi. właściwości mechaniczne spoiwa, ściegi wypełniające i licowe table vi. mechanical properties of filled material, field and face pass zawartość % c si mn p s cr ni mo nb cu v ti al b n 0,066 0,27 1,3 0,014 0,005 0,04 0,88 0,3 0,01 0,02 0,01 0,04 0,007 0,0020 0,007 granica plastyczności  [mpa] wytrzymałość   na rozciąganie [mpa] wydłużenie [%] badanie udarności temperatura średnia wartości 637 688 22 -40 °c 58 j przygotowanie złącz kolejność spawania ścieg metoda  spawania wymiar   spoiwa [mm] natężenie [a] napięcie [v] rodzaj  prądu posuw drutu  [mm/min] prędkość przesuwu [mm/sec] energia liniowa  spawania [kj/mm] 1 135 1,0 93÷126 14,7÷16,4 dc/+/ 4,3÷4,4 1,88÷1,90 0,58÷0,87 2 136 1,2 175÷188 24,7÷25,0 dc/+/ 6,0÷6,5 3,13÷3,34 1,10÷1,13 3 136 1,2 175÷236 24,8÷25,0 dc/+/ 6,0÷6,5 2,80÷3,50 1,24÷1,35 4 136 1,2 213÷244 24,7÷25,0 dc/+/ 6,5÷6,7 2,30÷2,59 1,36÷1,83 5 136 1,2 224÷260 24,8÷25,0 dc/+/ 6,5÷6,7 2,33÷2,45 1,51÷1,91 6 136 1,2 209÷235 24,7÷25,0 dc/+/ 6,0÷6,5 2,76÷2,95 1,50÷1,60 7 136 1,2 215÷240 24,8÷25,0 dc/+/ 6,0÷6,5 2,82÷2,91 1,51÷1,65 8 136 1,2 205÷244 24,7÷25,0 dc/+/ 6,0÷6,5 2,84÷3,10 1,43÷1,57 9 136 1,2 212÷239 24,7÷25,0 dc/+/ 6,0÷6,5 2,54÷3,35 1,43÷1,65 10 136 1,2 170÷191 24,7÷ 25,0 dc/+/ 6,0÷6,5 2,78÷3,70 1,03÷1,21 11 136 1,2 160÷182 24,8÷25,0 dc/+/ 6,0÷6,5 2,65÷3,39 1,07÷1,02 12 136 1,2 165÷182 24,8÷25,0 dc/+/ 6,0÷6,5 2,57÷3,01 1,21÷1,27 tablica viii. warunki spawania ø1016,0 x 16,0 table viii. conditions of welding process for ø1016,0 x 16,0 przygotowanie złącz kolejność spawania ścieg metoda  spawania wymiar spoiwa [mm] natężenie [a] napięcie [v] rodzaj  prądu posuw drutu  [mm/min] prędkość przesuwu [mm/sec] energia liniowa  spawania [kj/mm] 1 135 1,0 94 16,2 dc/+/ – 1,94 0,63 2 136 1,2 180 24,0 dc/+/ – 3,41 1,01 3 136 1,2 215 24,0 dc/+/ – 3,18 1,30 4 136 1,2 226 24,0 dc/+/ – 2,6 1,67 5 136 1,2 221 24,0 dc/+/ – 3,18 1,33 158 przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 podsumowanie  rok 2018 będzie rokiem przełomowym dla polskiej branży gazowniczej pod względem rozpoczynających się inwestycji. realizacja kontraktu ,,plan rozwoju – w zakresie zaspokojenia obecnego zapotrzebowania na paliwa gazowe na lata 2014÷2023”. owe inwestycje cechują wysokie wymagania odnośnie jakości i technologii wykonywania złączy spawanych. by sprostać oczekiwaniom gaz system s.a., jedynym słusznym rozwiązaniem jest wprowadzenie mechanizacji procesu spawania w osłonie gazów aktywnych drutem proszkowym z rdzeniem topnikowym w połączeniu z metodą stt. firma jt s.a należy do grupy polskich firm, które podjęły ryzyko realizacji zadania dla głównego inwestora na polskim rynku gazowniczym. firma jt s.a. na początku roku 2017 rozpoczęła największą inwestycję dn1000 w swojej czterdziestodwuletniej historii. by móc rozpocząć inwestycję należało opracować kilkanaście technologii spawania w warunkach możliwie wysokiego stopnia automatyzacji i mechanizacji procesu w zgodzie z normą pn-en iso 15614-1, pn-en 12732 oraz wytycznymi gaz-system (załącznik 5 do pi-id-io3). przedstawione w artykule warunki technologiczne są efektem opisanych działań. złącza spawane realizowano za pomocą inwertorowych źródeł energii spawania umożliwiających precyzyjną kontrolę ilości stosowanej energii, co pozwala jednocześnie ograniczać ilość energii nie przekraczając minimum niezbędnego do uzyskania właściwej jakości złączy [5÷11]. porównanie opracowanych warunków technologicznych, pozwala wnioskować, że mimo zróżnicowania grubości ścianki złącza spawanego, osiągnięto odpowiednie właściwości mechaniczne złączy. kluczowym dla procesu uznania technologii spawania było znalezienie właściwego przedziału energii liniowej spawania poszczególnych ściegów, by na skutek kumulacji ciepła spawania nie osiągnąć niebezpiecznie wysokiego stopnia rekrystalizacji w swc. nie stosowanie granicznych wartości energii liniowej w przypadku spawania stali obrabianych termomechanicznie o wysokiej granicy plastyczności może spowodować gwałtowne obniżenie właściwości złączy, zwłaszcza udarności materiału w swc. zbyt duża ilość ciepła dostarczona do obszaru złącza spawanego powoduje rekrystalizację oraz rozrost ziarna w obszarze swc, co skutkuje utratą właściwości nabytych w wyniku obróbki termomechanicznej, a w spoinie może dochodzić do niekontrolowanych procesów wydzieleniowych pogarszających właściwości złączy spawanych. należy podkreślić, że uznane technologie posłużyły do wykonywania złączy spawanych na połączeniach rurowych gazociągu wysokiego ciśnienia, gdzie jakości złączy mają ogromny wpływ na bezpieczeństwo eksploatacji i bezpieczeństwo energetyczne kraju. tablica ix. warunki spawania ø1016,0 x 14,2 table ix. conditions of welding process for ø1016,0 x 14,2 przygotowanie złącz kolejność spawania ścieg metoda  spawania wymiar spoiwa [mm] natężenie [a] napięcie [v] rodzaj  prądu posuw drutu  [mm/min] prędkość przesuwu [mm/sec] energia liniowa  spawania   [kj/mm] 1 135 1,0 95,5 16,0 dc/+/ – 1,85 0,66 2 136 1,2 181 24,0 dc/+/ – 3,41 1,02 3 136 1,2 225 24,0 dc/+/ – 3,18 1,36 4 136 1,2 226 24,0 dc/+/ – 3,18 1,36 5 136 1,2 230 24,0 dc/+/ – 2,6 1,7 6 136 1,2 176 24,0 dc/+/ – 3,43 0,99 7 136 1,2 176 24,0 dc/+/ – 3,49 0,97 ścieg metoda  spawania wymiar spoiwa [mm] natężenie [a] napięcie [v] rodzaj  prądu posuw drutu  [mm/min] prędkość przesuwu [mm/sec] energia liniowa  spawania [kj/mm] 6 136 1,2 225 24,0 dc/+/ – 3,43 1,26 7 136 1,2 169 24,0 dc/+/ – 3,49 0,93 8 136 1,2 169 24,0 dc/+/ – 3,47 0,94 9 136 1,2 174 24,0 dc/+/ – 3,47 0,96 cd. tablica viii. warunki spawania ø1016,0 x 16,0 cont. table viii. conditions of welding process for ø1016,0 x 16,0 159przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 literatura [1] górka j.: właściwości i struktura złączy spawanych stali obrabianej termomechanicznie o wysokiej granicy plastyczności, monogra a, wydawnictwo politechniki śląskiej, gliwice 2013. [2] górka j.: właściwości spoin stali obrabianych termomechanicznie o wysokiej granicy plastyczności, przegląd spawalnictwa vol. 83, nr 12, s. 31-35, 2011. [3] górka j.: stal obrabiana termomechanicznie s700 mc i jej spawalność, biuletyn instytutu spawalnictwa 6/2012. [4] chmielewski t.: projektowanie procesów technologicznych spawalnictwo oficyna wydawnicza politechniki warszawskiej, 2013. [5] szulc j., chmielewski t., pilat z.: zrobotyzowane spawanie hybrydowe plazma+mag stali s700 mc, przegląd spawalnictwa vol. 88 (1), s. 41-45, 2016. [6] chmielewski t., szulc j., pilat z.: badania metalograficzne spoin wykonanych hybrydową metodą pta-mag, przegląd spawalnictwa vol. 86 (7), s. 46-50, 2014. [7] skowrońska b., szulc j., chmielewski t., golański d.: wybrane właściwości złączy spawanych stali s700 mc wykonanych metodą hybrydową plazma+mag, przegląd spawalnictwa vol. 89 (10), s. 104-111, 2017. [8] węglowski m., chmielewski t., kudła k.: ocena wydajności spawania niskoenergetycznego procesu speedroot w pozycji pg, przegląd spawalnictwa 83 (12/2011), s. 26-30, 2011. [9] ferenc k., cegielski p., chmielewski t.: technika spawalnicza w praktyce poradnik inżyniera konstruktora i technologa, verlag dashofer, warszawa, 2015. [10] węglowski m., chmielewski t., kudła k.: ocena wydajności spawania w wysoko wydajnym procesie speedup oraz mag standard w pozycji przymusowej, biuletyn instytutu spawalnictwa w gliwicach 54, s. 199-201, 2010. [11] jaeschke b., węglowski m., chmielewski t.: current state and development opportunities of dynamic power source for gma welding processes, journal of manufacturing technologies 42 (1), pp. 23-30, 2017. ps 7 2017 www.pdf 5przegląd  spawalnictwa vol. 89 7/2017 wpływ metody cięcia termicznego  na jakość powierzchni ciętej influence of thermal cutting methods on cut surface quality inż. piotr serek, dr inż. leszek łatka, mgr inż. dymitr lubliński – politechnika wrocławska. autor korespondencyjny/corresponding author: leszek.latka@pwr.edu.pl streszczenie w artykule opisany został wpływ metod cięcia termicznego i strumieniem wody na jakość ciętej powierzchni. podstawowymi kryteriami oceny były pomiary tolerancji prostopadłości, średniej wysokości profilu chropowatości rz5 w oparciu o normę pn-en iso 9013:2017-04 oraz ocena wizualna, a także wyniki pomiarów twardości hv10. słowa kluczowe: cięcie termiczne; cięcie strumieniem wody; jakość powierzchni; twardość; tolerancja prostopadłości; chropowatość abstract the article describes influence of thermal cutting methods and water jet cutting on cut surface quality. the basic evaluation criteria were measurements of perpendicular tolerance, average profile height of roughness rz5, based on pn-en iso 9013:2017-04 standard, visual evaluation and also results of measurements of hardness values hv10. keywords: thermal cutting; water jet cutting; surface quality; hardness; perpendicular tolerance; roughness wstęp postęp technologiczny oraz ciągły rozwój urządzeń do cię cia termicznego powoduje, że stawia się temu procesowi coraz wyższe wymagania, do których należą: minimalne zużycie energii, możliwie najwęższa szczelina cięcia, niewielki wpływ cieplny na obrabiany materiał, a także jak najwyższa jakość ciętych powierzchni i krawędzi. jest to spowodowane koniecznością minimalizacji kosztów oraz czasu wykonania gotowego elementu. w przypadku cięcia oraz kształtowania jedynie metody termiczne pozwalają na spełnienie wysokich oczekiwań klientów [1÷4]. cięcie tlenowe jest procesem, który polega na nagrzaniu w obszarze cięcia metalu na osnowie żelaza do temperatury zapłonu, po przekroczeniu której zachodzą egzotermiczne reakcje tlenu z żelazem. strumień tlenu pod ciśnieniem utlenia oraz topi metal na całej jego grubości, następnie przez wykorzystanie własnej energii kinetycznej, wyrzuca go wraz z produktami utleniania ze szczeliny cięcia. ciepło pochodzi ze spalenia mieszanki tlenu z gazem palnym. w cięciu plazmowym źródłem ciepła jest strumień zjonizowanego gazu o dużej energii kinetycznej, który jest skoncentrowany w plazmowym łuku elektrycznym, jarzącym się między katodą (nietopliwą elektrodą) a anodą (przedmiotem). w początkowej fazie stapia on materiał a następnie wydmuchuje go ze szczeliny cięcia. temperatura piotr serek, leszek łatka, dymitr lubliński przeglad welding technology review strumienia plazmy przyjmuje wartości od 10 000 do 30 000 k. jest to efekt połączenia kilku parametrów: dużej mocy łu ku plazmowego, składu gazu plazmotwórczych oraz koncentracji i zawężenia łuku elektrycznego. wymienione czynniki powodują nie tylko topienie ciętego materiału, ale również jego częściowe odparowanie. w przypadku cięcia laserowego energia wiązki promieniowania laserowego przecina materiał na skutek jego stopienia, stopienia z jednoczesnym odparowaniem albo sto pienia i/lub spalenia. w czasie trwania procesu konieczne jest zastosowanie współosiowego z wiązką przepływu gazu, tzw. gazu towarzyszącego, którego zadaniem jest wydmuchanie ze szczeliny ciekłego lub spalonego materiału oraz par, a także ochrona układu optycznego lasera. obecnie w przemyśle coraz szersze zastosowanie znajduje także metoda, którą można określić jako alternatywa dla konwencjonalnych technik cięcia termicznego, a jest nią cięcie strumieniem wody. w procesie tym wykorzystuje się energię kinetyczną skoncentrowanego strumienia wody na obrabiany element (brak zmian struktury oraz naprężeń cieplnych). temperatura ciętych krawędzi nie przekracza 80÷100 ºc. w przypadku cięcia materiałów twardych strumień wody wzmocniony jest o dodatki materiału ściernego, podawanego pod wysokim ciśnieniem (400÷650 mpa) [1,2,4]. 6 przegląd  spawalnictwa vol. 89 7/2017 badania własne badania zostały przeprowadzone w celu określenia jakości powierzchni cięcia przedmiotów po cięciu tlenowym, plazmowym, laserowym oraz strumieniem wody zgodnie z normą pn-en iso 9013:2017-04 [5]. cięcie tlenem oraz plazmą zostało wykonane w firmie stigal w legnicy, natomiast cięcie laserem oraz strugą wodną w firmie ekom we wrocławiu. próbki o grubości 20 mm i wymiarach 50 x 50 mm zostały wycięte ze stali s355j2 (wg pn-en 10025-2:2007 [6]). oznaczenia próbek stosowane w dalszej części artykułu, nazwy urządzeń oraz podstawowe parametry procesów zawarto w tablicy i. zakres przeprowadzonych badań obejmował wizualną ocenę jakości powierzchni cięcia zrealizowaną w oparciu o analizę fotografii wykonanych przy użyciu mikroskopu optycznego szx-tr30 i programu toupview. w celu określenia klasy tolerancji granicznych odchyłek dokonano pomiaru wymiarów nominalnych próbek. użyto suwmiarki mave-h firmy fwp o dokładności 0,05 mm. wykonano pomiary chropowatości powierzchni rz5 oraz określono topografię powierzchni cięcia 3d przy użyciu mikroskopu konfokalnego lext 3d measuring laser microscope ols 4000. pomiary tolerancji prostopadłości próbek wyznaczono w programie gimp 2. z kolei twardość powierzchni po cięciu zmierzono za pomocą twardościomierza hpo 250 stosując metodę vickersa (hv10). średnia twardość materiału rodzimego wynosiła 172 hv10. ocena wizualna  jakości powierzchni ciętych podczas oględzin okiem uzbrojonym pod uwagę brano takie parametry powierzchni po cięciu jak gładkość, obecność nawisów żużlowych, nadtopień oraz wyżłobień. w przypadku cięcia tlenowego (próbka t) najczęściej występującymi niezgodnościami była przyklejona zalewka żużlowa oraz nawisy przy krawędzi (rys. 1). występujące odchyłki od wymiarów nominalnych pozwoliły na zakwalifikowanie próbki t do 1 klasy tolerancji. rys. 1. niezgodności w próbce t: a) rozprysk oraz nawisy na dolnej krawędzi cięcia, b) pojedyncze zagłębienia na powierzchni (pow. 10x) fig.  1. imperfections in sample t: a) spatter and overhangs on the under cutting edge, b) single hollows on the surface (mag. 10x) tablica i. oznaczenie próbek oraz podstawowe parametry procesów cięcia table i. list of sample codes and values of the fundamental parameters of cutting processes cięcie strumieniem tlenu – maszyna vxspeed hq oznaczenie próbki ciśnienie tlenu tnącego, mpa prędkość cięcia, m/min odległość dyszy, mm 0,6 0,33 7,0 t cięcie strumieniem plazmy – maszyna dynamic speed hq oznaczenie próbki napięcie łuku, v natężenie prądu, a prędkość cięcia, m/min odległość palnika, mm 154 80 0,55 2,5 p cięcie wiązką laserową – maszyn bystronic fiber 3015 oznaczenie próbki moc wiązki, w rodzaj gazu prędkość cięcia, m/min odległość głowicy, mm 4800 tlen 0,95 2,0 l cięcie strumieniem wody – maszyna waterjet sweden nc30153 oznaczenie próbki ciśnienie wody, mpa rodzaj i ziarnistość proszku, μm prędkość cięcia, m/min odległość dyszy, mm 414 „garnet”, 80 40 2,0 w a) b) 7przegląd  spawalnictwa vol. 89 7/2017 próbka wycięta strumieniem plazmy (próbka p) charakteryzowała się występowaniem niewielkiej ilości wżerów oraz przyklejoną zalewką żużlową i rozszerzeniem fugi cięcia (rys. 2). odchyłki graniczne przy dolnych krawędziach przekraczały wartość 0,7 mm, zatem próbka p została zakwalifikowana do 2 klasy tolerancji. analizując próbkę wyciętą wiązką laserową (próbka l), można zauważyć nadmierną głębokość cięcia, falistą powierzchnię, zagłębienia, zawężenie fugi cięcia oraz ubytki materiału i nawisy (rys. 3). wartości graniczne odchyłek pozwalają zakwalifikować próbkę l do 1 klasy tolerancji. natomiast w przypadku próbki wyciętej strumieniem wody (próbka w) praktycznie jedyną niezgodnością był ubytek materiału przy górnej krawędzi (rys. 4). podobnie jak dla próbki l wartości granicznych odchyłek pozwoliły zakwalifikować próbkę w do 1 klasy tolerancji. rys.  3.  niezgodności w próbce l: a) nadmierna głębokość cięcia, falowany profil płaszczyzny oraz zagłębienia, b) ubytek materiału oraz nawis przy krawędzi (pow. 10x) fig.  3. imperfections in sample l: a) excessive cutting depth, wavy surface profile and hollows, b) material loss and overhang near the edge (mag. 10x) rys. 4. widok górnej krawędzi próbki w z niewielkimi ubytkami materiału (pow. 10x) fig. 4. view of the sample’s w top edge with small material losses (mag. 10x) rys. 2. niezgodności w próbce p: a) przyklejone zalewki żużlowe, b) rozszerzenie fugi cięcia (pow. 10x) fig. 2. imperfections in sample p: a) sticked slag burr, b) dilatation of cutting joint (mag. 10x) ocena jakości powierzchni ciętych pomiary tolerancji prostopadłości zostały przeprowadzone zgodnie z normą pn-en iso 9013 i dotyczyły wszystkich 4 powierzchni bocznych każdej z próbek. wyniki otrzymano przez analizę w programie gimp 2 wcześniej wykonanych zdjęć krawędzi elementów. po wyskalowaniu każdego detalu, zmierzono największe wartości parametru tolerancji prostopadłości. określono wartość średnią tolerancji prostopadłości. pomiar chropowatości został przeprowadzony zgodnie z normą pn-en iso 9013. punkt początkowy badania był oddalony o minimum 15 mm od miejsca początku cięcia w kierunku posuwu. dla cięcia plazmowego oraz tlenowego pomiar odbywał się w odległości 1/3 grubości materiału od krawędzi dolnej, a dla cięcia laserowego oraz strumieniem wody w odległości 2/3 grubości od dolnej krawędzi. odcinek pomiarowy miał długość 12,5 mm a) b) a) b) 8 przegląd  spawalnictwa vol. 89 7/2017 i zawierał obszar powierzchni o spodziewanej największej chropowatości, natomiast długość odcinka elementarnego wynosiła 2,5 mm. średnie wartości obu rodzajów pomiarów zebrano w tablicy ii. rys. 5. profil chropowatości powierzchni bocznej próbki p fig. 5. roughness profile of the sample p rys. 6. zdjęcie 3d powierzchni bocznej po cięciu: a) próbka t, b) próbka p, c) próbka l, d) próbka w (powierzchnia na zdjęciach to 1280x1280 μm) fig. 6. 3d view of the lateral surface after cutting: a) sample t, b) sample p, c) sample l, d) sample w (surface on pictures is 1280x1280 μm) tablica  ii. ocena jakości powierzchni ciętych o grubości 20 mm wg pn-en iso 9013 table ii. quality evaluation of cutting surfaces 20 mm in thickness in acc. to pn-en iso próbka odchyłka prostopadłości uśr, mm pole u wg pn-en iso 9013 chropowatość powierzchni rzśr, μm pole rz wg pn-en iso 9013 t 0,45 3 31,21 2 p 0,48 3 10,74 1 l 0,42 3 22,56 2 w 0,36 3 32,27 2 analizując otrzymane wartości tolerancji prostopadłości można zakwalifikować wszystkie próbki do zakresu 3 wg pn-en iso 9013. z kolei w przypadku chropowatości powierzchni jedynie próbka wycięta plazmą (p) może być zakwalifikowana do zakresu 1 (wg pn-en iso 9013). pozostałe próbki, ze względu na zbyt duże wartości rz5, zostały zakwalifikowane do zakresu 2. przykładowy profil chropowatości powierzchni bocznej elementu po cięciu plazmowym przedstawiono na rysunku 5. próbka t charakteryzuje się wysoką wartością parametru chropowatości. związane jest to z procesem utleniania powierzchni, w wyniku którego powstają kanaliki zwiększające wartości parametru rz5. natomiast w przypadku próbki w, wysoka wartość parametru chropowatości jest efektem zastosowanego ścierniwa. na rysunku 6 przedstawiono topografię powierzchni ciętej (mikroskop konfokalny). na podstawie geometrii powierzchni cięcia można wnioskować o jakości przeprowadzonego procesu. najbardziej jednorodną powierzchnią boczną cięcia charakteryzuje się próbka wycięta strumieniem plazmy. a) b) c) d) 0 3,04 12,16 21,27 6,08 15,2 24,31 0 9,12 18,23 316,8 633,5 950,3 1267,0 2534,0 3801,11900,5 3167,5 4434,61583,8 2850,8 4117,82217,3 3484,3 9przegląd  spawalnictwa vol. 89 7/2017 rys. 7.  porównanie rozkładów twardości na powierzchni bocznej cięcia dla poszczególnych metod cięcia fig. 7. comparison of hardness distribution on the lateral surface of cutting for different cutting processes tablica iii. twardość hv10 po cięciu blachy s355j2 na powierzchni czołowej table  iii. hv10 hardness after cutting s355j2 steel plate on the front surface tablica iv. twardość hv10 po cięciu blachy s355j2 na powierzchni bocznej table iv. hv10 hardness after cutting s355j2 steel plate on the lateral surface pomiar twardości hv10 pomiarów twardości hv10 dokonano zgodnie z normą pn-en iso 6507-1 [7]. twardość każdej próbki została zmierzona w 8 miejscach: w 3 miejscach na powierzchni czołowej (na której rozpoczynano proces) oraz w 5 miejscach na powierzchni bocznej (ciętej). wyniki pomiarów twardości zestawiono w tablicach iii i iv. analizując powyższe wyniki odnotowano bardzo istotny wpływ metody cięcia na twardość mierzonych powierzchni. dla każdej metody cięcia termicznego na powierzchni bocznej widać wyraźny wpływ ciepła oraz różnych prędkości stygnięcia (wyższe wartości twardości) niż po cięciu strumieniem wody. wyższe wartości twardości dla próbek wyciętych laserem i plazmą wynikają z wysokich prędkości cięcia (tabl. i). duże prędkości nagrzewania i stygnięcia wpływają na strukturę ciętej stali i konsekwentnie wzrost twardości. natomiast nieznaczny wzrost twardości próbki wyciętej strumieniem wody (na powierzchni czołowej) jest najprawdopodobniej wynikiem utwardzenia zgniotowego. proces ten zapewnia brak zmian w strukturze materiału. charakterystyka oddziaływania cieplnego płomienia tlenowo-gazowego, zwłaszcza płomienia podgrzewającego, wskazuje na mniejsze prędkości stygnięcia materiału w porównaniu do metod ciecia plazmowego i laserowego. nr odcisku twardość hv10 po cięciu strumieniem tlenu twardość hv10 po cięciu strumieniem plazmy twardość hv10 po cięciu wiązką laserową twardość hv10 po cięciu strumieniem wody 1 166 169 200 174 2 171 178 206 206 3 179 163 199 237 nr odcisku od powierzchni czołowej twardość hv10 po cięciu strumieniem tlenu twardość hv10 po cięciu strumieniem plazmy twardość hv10 po cięciu wiązką laserową twardość hv10 po cięciu strumieniem wody 1 386 514 573 187 2 367 515 574 176 3 351 484 488 182 4 239 403 465 161 5 237 351 421 166 wpływa to korzystnie na ograniczenie wzrostu twardości w obszarze cięcia strumieniem tlenu. z kolei na rysunku 7 pokazano porównanie rozkładu twardości w stali s355j2 w zależności od poszczególnych metod cięcia. podsumowanie  ocena jakości powierzchni ciętej wymagała zastosowań różnych kryteriów. próbka wycięta strumieniem wody charakteryzuje się najmniejszymi odchyłkami od wymiarów nominalnych, najmniejszą wartością pola tolerancji prostopadłości oraz brakiem wpływu ciepła na materiał rodzimy. twardość krawędzi ciętej strumieniem wody jest porównywalna do twardości materiału rodzimego wynoszącej 172 hv10. natomiast ze względu na zastosowane w procesie cięcia ścierniwo, powierzchnia cięcia charakteryzuje się najwyższą wartością chropowatości powierzchni. z kolei najmniejszą chropowatość powierzchni uzyskała próbka wycięta strumieniem plazmy. powierzchnie te charakteryzowały również najwyższe odchyłki od wymiarów nominalnych i największe pole tolerancji prostopadłości oraz wysoka twardość, zwłaszcza przy górnej powierzchni cięcia (515 hv10). na podstawie uzyskanych wyników badań stwierdzono, że jakość powierzchni próbki wyciętej wiązką laserową była wysoka. potwierdzają to niewielkie wartości odchyłek prostopadłości oraz chropowatości powierzchni. jednak dla tej próbki zanotowano najwyższe wartości twardości na powierzchni bocznej (573 hv10). próbka wycięta strumieniem tlenu wykazała średnią jakość ocenianą na podstawie geometrii cięcia. warto podkreślić, że próbki po cięciu tlenem uzyskały niższą wartość twardości niż próbki wycinane plazmowo lub laserem. jakość krawędzi uzyskiwana po procesie ciecia tlenem w wielu zastosowaniach jest wystarczająca. w porównaniu do procesu cięcia laserowego, plazmowego lub strumieniem wody, argument ekonomiczny z pewnością będzie przemawiał na jej korzyść procesu cięcia tlenem [1,8÷11]. tw ar do ść  h v 10 nr odcisku od powierzchni czołowej 10 przegląd  spawalnictwa vol. 89 7/2017 literatura [1] klimpel a.: podręcznik spawalnictwa. t. 1, technologie spawania i cięcia, wydawnictwo politechniki śląskiej, gliwice, 2013. [2] praca zbiorowa (red. pilarczyk j.): poradnik inżyniera. t. 2: spawalnictwo, wydawnictwo naukowo-techniczne, warszawa 2005. [3] baran k.: gazy techniczne w procesie cięcia plazmowego. przegląd spawalnictwa, vol. 87 (7), s. 59-62, 2015. [4] ferenc k.: spawalnictwo, wnt, warszawa 2007. [5] pn-en iso 9013: cięcie termiczne – klasyfikacja cięcia termicznego – specyfikacja geometrii i tolerancje jakości. [6] pn-en 10025-2: wyroby walcowane na gorąco ze stali konstrukcyjnych – część 2: warunki techniczne dostawy stali konstrukcyjnych. [7] pn-en iso 6507-1: metale – pomiar twardości sposobem vickersa – część 1: metoda badań. [8] słania j., krawczyk r., cieśla d.: charakterystyka cięcia termicznego, przegląd spawalnictwa, vol. 87 (7), s. 5-8, 2015. [9] krawczyk r., słania j. cieśla d.: porównanie metod cięcia termicznego stali. przegląd spawalnictwa, vol. 87 (7), s. 9-12, 2015. [10] górka j., skiba r.: wpływ procesów cięcia termicznego i strumieniem wody na właściwości i jakość powierzchni ciętych stali niskostopowych o wysokiej granicy plastyczności, przegląd spawalnictwa, vol. 85 (2), s. 11-18, 2013 [11] serek p., łatka l.: wpływ parametrów cięcia plazmowego na jakość powierzchni ciętej, przegląd spawalnictwa, vol. 88 (8), s. 68-72, 2016. 201208_pspaw.pdf 23przegląd spawalnictwa 8/2012 paweł sosnowy marek góral stanisław dudek marcin drajewicz tadeusz gancarczyk mikrostruktura powłokowych barier cieplnych natryskiwanych metodą aps z zastosowaniem nowych proszków ceramicznych the microstructure of thermal barrier coatings  sprayed by aps with new ceramic powders paweł sosnowy, stanisław dudek, tadeusz gancarczyk – wsk pzl rzeszów, marek góral, marcin drajewicz – politechnika rzeszowska. streszczeniet w artykule przedstawiono wyniki badań mikrostruktury oraz odporności na utlenianie powłokowych barier cieplnych wytworzonych metodą aps. jako podłoże zastosowano stop rene 80. międzywarstwę stanowił wieloskładnikowy stop mecraly. zewnętrzną warstwę ceramiczną stanowiły proszki tlenku cyrkonu stabilizowane tlenkami itru, magnezu i wapnia. proszki te mogą być stosowane zarówno w procesie natryskiwania metodą aps, jak i w warunkach obniżonego ciśnienia – lpps. badania przeprowadzono z zastosowaniem mikroskopii świetlnej i elektronowej mikroskopii skaningowej. wykonane zostały także pomiary porowatości wytworzonej warstwy. wykazano, że zastosowanie nowych proszków ceramicznych zapewnia możliwość wytworzenia powłokowych barier cieplnych, jednak ich maksymalna temperatura pracy, poza konwencjonalnym tlenkiem cyrkonu stabilizowanym tlenkiem itru, jest niższa i nie zapewnia ochrony przed utlenianiem powierzchni elementów silnika lotniczego. abstract the article presents the results of microstructure and oxidation resistance of thermal barrier coatings produced by aps. rene 80 alloy is used as substrate and mecraly alloy as an interlayer. for outer ceramic layer are used zirconium oxide powders stabilized with yttrium, magnesium and calcium oxides. these powders may be used in both the aps spraying method as in conditions of low pressure – lpps. the study was carried out with the use of light microscopy and scanning electron microscopy. the effective porosity of layer were also measured. it shows that the use of new ceramic powders provides the ability to produce thermal barrier coatings, but their maximum operating temperature, except the conventional zirconium oxide stabilized with yttrium oxide, is lower and does not provide protection against oxidation of the surface of aircraft engine components. wstęp poprawa sprawności oraz konieczność zmniejszania emisji spalin powodują, że temperatura w sekcji turbiny silników lotniczych wzrosła znacząco podczas ostatnich 30 lat. temperatura pracy łopatki wirującej silnika lotniczego wynosi ok. 1050oc z chwilową temperaturą maksymalną do 1150oc [1, 2]. w technologii energetycznych turbin gazowych temperatury te są niższe (800÷950oc), ale proces spalania odbywa się w bardziej korozyjnym środowisku [3, 4]. obserwuje się stały wzrost temperatury na wejściu turbiny do 2000 k (1723oc). taki postęp w produkcji został osiągnięty przez projektowanie nowych materiałów, poprawę metod chłodzenia łopatek oraz stosowanie nowych 24 przegląd spawalnictwa 8/2012 technologii produkcyjnych [2, 3, 5]. spowodowało to rozwój łopatek turbin oraz stopów, z jakich były produkowane. wzrost temperatury determinował poprawę odporności na utlenianie oraz korozję wysokotemperaturową nowych żarowytrzymałych stopów niklu. warstwy aluminidkowe były pierwszymi warsztwami wprowadzonymi w latach 60. warstwy te tworzone były przez chemiczne osadzenie metodą kontaktowo-gazową (proszkową). we wczesnych latach 70. pojawiły się powłoki z wieloskładnikowych stopów chroniących przed korozją i oddziaływaniem wysokiej temperatury typu mecral [4, 6÷9]. dalszy rozwój związany był z opracowaniem powłokowych barier cieplnych (thermal barier coatings, tbc). powłoki te składają się z dwóch warstw, ceramicznej warstwy zewnętrznej zro2 stabilizowanej y2o3 oraz międzywarstwy metalicznej mcraly, gdzie m to w większości co, ni, fe. międzywarstwa ma za zadanie poprawę przyczepności warstwy ceramicznej do podłoża i zmniejszenie powstających naprężeń spowodowanych różnicą we współczynniku rozszerzalności cieplnej powłoki i materiału podłoża. bariery cieplne na początku stosowane były na elementy statyczne, dopiero od niedawna stosowane są na elementach wirujących. zastosowanie powłok ochronnych podnosi niezawodność oraz wydłuża czas pracy silników. do najbardziej rozpowszechnionych metod nanoszenia powłok tbc należą [10]: – aps (air plasma spraying) – natrysk plazmowy przy ciśnieniu atmosferycznym. – lpps (low pressure plasma spraying) – natrysk plazmowy w warunkach obniżonego ciśnienia. – eb-pvd (electron beam – physical vapour deposition) – fizyczne osadzanie z fazy gazowej z odparowaniem za pomocą wiązki elektronów. w odpowiednio przeprowadzonym procesie aps podłoże praktycznie nie jest rozgrzewane. możliwe jest nanoszenie warstw materiałów wysokotopliwych, np. wolframu i cyrkonu. jest to możliwe, ponieważ temperatura palnika plazmowego może osiągnąć nawet 1400 k. powłoki tbc otrzymywane metodą lpps charakteryzują się bardzo dobrą jakością – mają dużą gęstość, są drobnoziarniste i jednorodne. na ich jakość wpływa w dużym stopniu przygotowanie powierzchni oraz temperatura pokrycia. strumień plazmy nanoszony jest pod obniżonym ciśnieniem ok. 50 mbar (w atmosferze ar, he lub ar+he). porównując metodę lpps oraz eb-pvd można stwierdzić, że te dwie metody się uzupełniają. duże elementy pokrywa się metodą lpps, natomiast małe elementy w dużych ilościach pokrywa się metodą eb-pvd. znacznie różnią się w tych metodach koszty ich stosowania. metoda eb-pvd jest droższa od metody lpps, jednakże powłoka charakteryzuje się lepszą jakością powierzchni oraz nie występuje porowatość zamknięta. obecnie prowadzone są prace badawcze nad opracowaniem nowych rodzajów warstw ceramicznych, które charakteryzowałyby się lepszymi właściwościami od powszechnie stosowanego tlenku cyrkonu stabilizowanego tlenkiem itru. aktualnie największe znaczenie mają proszki ceramiczne na bazie pyrochlorów, tlenków metali ziem rzadkich, heksaaluminatów i pervostkitów [11]. prowadzone są także badania nad zastosowaniem nowych tlenków stabilizujących tlenek cyrkonu. należy do nich zaliczyć tlenki magnezu [12]. aktualnie producenci proszków do natryskiwania plazmowego oferują proszki ceramiczne tlenku cyrkonu stabilizowane tlenkiem magnezu i wapnia [13]. w artykule zaprezentowano wyniki prób natryskiwania plazmowego tych proszków. metodyka badań jako materiał podłoża zastosowano odlewniczy stop niklu rene 80, którego skład chemiczny przedstawiono w tablicy i. proces natryskiwania prowadzono za pomocą palnika f-4 mb firmy sulzer metco. jako międzywarstwę zastosowano proszek amdry 997, którego skład chemiczny również przedstawiono w tablicy i. do wytworzenia warstwy ceramicznej zastosowano trzy rodzaje proszków: konwencjonalny tlenek cyrkonu stabilizowany tlenkiem itru oraz nowe proszków – tlenki cyrkonu stabilizowane tlenkiem wapnia oraz tlenkiem magnezu. skład chemiczny proszków przedstawiono w tablicy ii, a ich charakterystykę proszków w [13]. badania metalograficzne przeprowadzono zgodnie z metodyką, zaproponowaną przez moskala w [14]. badania metalograficzne, w tym porowatości przeprowadzono zgodnie z procedurą przedstawioną w [15, 16]. badania mikrostruktury wykonano także dla wybranych powłok na elektronowym mikroskopie skaningowym s-3400 firmy hitachi wyposażonym w przystawkę do mikroanalizy składu chemicznego firmy thermo. proszek metco 201 jest proszkiem tlenku cyrkonu stabilizowanym tlenkiem wapnia (zro2 • 5cao). został zaprojektowany w celu zwiększenia odporności tablica i. skład chemiczny materiału podłoża (rene 80) oraz proszku stosowanego na międzywarstwy (amdry 997) [% mas.] table i. chemical composition of substrate (rene 80) and powder used for interlayer (amdry 997) [% mas] stop ni co cr w mo al ti zr c ta y rene 80 bal. 9,5 14 4 4 3 5 0,06 0,17 amdry 997 bal. 23 20 8,5 4 0,6 tablica ii. nominalny skład chemiczny proszków [% mas.] table ii. chemical composition of powders [% mas] nominalny skład fazowy, rodzaj proszku metco 201 b ns metco 204 ns metco 210 zro 91,5 reszta reszta y2o3 8-9 cao 4,5-5,5 mgo 15-30 inne reszta średnio 1% maks. do 7% 25przegląd spawalnictwa 8/2012 na szoki cieplne i korozję siarkową. zastosowanie tlenku wapnia ma na celu stabilizowanie tlenku cyrkonu oraz ograniczenie możliwości zajścia przemian fazowych. stosowany jest do wytwarzania powłok tbc w komorach spalania silników rakietowych, turbinowych oraz innych gorących części. znalazł także zastosowanie w metalurgii jako warstwa ochronna dla tygli. zapewniać powinien – wg danych producenta – odporność na erozję w temperaturze < 845°c. może być również stosowany do zwiększenia odporności na ścieranie cylindrów silników diesla, zaworów, głowic cylindrów. proszek ten może być natryskiwany zarówno metodą aps, jak i lpps. jako międzywarstwy powinny być stosowane warstwy nial, nicr lub mcraly. typowo uzyskiwana porowatość powinna wynosić 5÷10%, a przewodnictwo cieplne 0,9÷1,4 w/mk. proszek metco 204 jest typowym proszkiem tlenku cyrkonu stabilizowanym tlenkiem itru stosowanym do wytwarzania powłokowych barier cieplnych. charakteryzuje się sferoidalnym kształtem ziarn. zasadniczo używany jest do ochrony powierzchni elementów silników lotniczych, takich jak uszczelnienia, dopalacze, osłony cieplne, łopatki turbiny. stosowany w motoryzacji zapewnia ochronę cieplną w temperaturze do 900°c w metalowych częściach silników diesla oraz benzynowych, np. głowicach cylindrów, denkach tłoków, zaworach wlotowy i wylotowych, turbosprężarkach. powinien być stosowany, podobnie jak inne konwencjonalne proszki ysz do ok. 1350oc, zapewniając jednocześnie odporność na erozję do 1250oc. typowa warstwa uzyskiwana w procesie natryskiwania plazmowego w warunkach ciśnienia atmosferycznego powinna charakteryzować się porowatością na poziomie 8÷20% i przewodnictwem cieplnym wynoszącym 0,8÷1,3 w/mk. proszek metco 210 stanowi tlenek cyrkonu stabilizowany magnezem. charakteryzuje się niskim przewodnictwem cieplnym oraz wysoką temperaturą topnienia. może być stosowany jako powłoka tbc w wysokiej temperaturze. powłoki uzyskane z proszku metco 210ns-1 są odporne na erozję drobin w wysokiej temp. oraz zwilżanie (wetting) stopionym cynkiem, żelazem, miedzią oraz aluminum. podstawowe zastosowanie proszku stanowią powłoki tbc dla komponentów silników lotniczych, powłoki na elementy stosowane w odlewaniu metali kolorowych. stosowane są także na część nosową rakiet (nose cone) w celu uzyskania. odporności na erozję w temp. powyżej 845°c. są też stosowane na oprzyrządowaniu w obróbce cieplnej oraz plastycznej. warstwy natryskiwane z opisywanego proszku powinny się charakteryzować porowatością wynoszącą 5÷8% i przewodnictwem cieplnym 1,0÷1,5 w/mk. wyniki badań próby natryskiwania przeprowadzone na próbkach płaskich oraz o kształcie walca wykazały całkowite pokrycie powłokową barierą cieplną. na żadnej próbce bezpośrednio po osadzeniu nie zaobserwowano żadnych pęknięć lub innych uszkodzeń na powierzchni. mikrostrukturę warstw przedstawiono na rysunku 1. przeprowadzono także pomiary grubości. dla standardowej powłoki tbc z warstwą ysz (metco 204) grubość warstwy zewnętrznej, ceramicznej wynosiła ok. 190 µm. powłoka tbc z zewnętrzną warstwą tlenku cyrkonu stabilizowanego tlenkiem wapnia (metco 201) charakteryzowała się grubością warstwy zewnętrznej wynoszącą ok. 250 µm. grubość warstwy ceramicznej rys. 1. mikrostruktura powłokowych barier cieplnych wytworzonych metodą aps z zastosowaniem w warstwie ceramicznej tlenków cyrkonu stabilizowanych tlenkiem: a) wapnia, b) itru, c) magnezu fig. 1. the microstructure of thermal barrier coatings produced by aps with a ceramic layer of zirconium oxide stabilized with: a) calcium oxide b) yttrium oxide c) and magnesium oxide a) b) c) 26 przegląd spawalnictwa 8/2012 stabilizowanej tlenkiem magnezu (metco 210) wynosiła 300 µm. przeprowadzono również pomiary porowatości warstw, które wykazały znaczące różnice – zależnie od rodzaju zastosowanego proszku ceramicznego. konwencjonalna warstwa ceramiczna ysz charakteryzowała się porowatością wynoszącą 10,5%. warstwy ceramiczne tlenku cyrkonu stabilizowane innymi pierwiastkami charakteryzowały się mniejszą porowatością. w przypadku tlenku cyrkonu stabilizowanego tlenkiem wapnia było to ok. 3,4% a tlenku itru stabilizowanego tlenkiem magnezu – ok. 5,3%. przeprowadzone zostały badania mikrostruktury i składu chemicznego powłoki tbc z ceramiczną warstwą tlenku cyrkonu stabilizowanego tlenkiem wapnia (rys. 2 i 3). badania składu chemicznego obszaru zewnętrznego wykazały obecność cyrkonu, tlenu oraz wapnia. w obszarze międzywarstwy średnia zawartość aluminium wynosiła ok. 23% at., kobaltu ok. 19%, a chromu 16,6% at. (obszar 2 na rys. 3a). poniżej w obszarze zaznaczonym jako 3 na rysunku 3a skład chemiczny był analogiczny jak materiału podłoża – stopu rene 80. dokładniejsza analiza składu chemicznego międzywarstwy została wykonana w obszarze przedstawionym na rysunku 3b. w miejscu oznaczonym jako 4 i 5 stwierdzono obecność prawdopodobnie tlenków m.in. aluminium. w obszarze 6 nie zaobserwowano tlenu, a jedynie podwyższoną zawartość aluminium – 30 at.% oraz mniejszą chromu i kobaltu. rys. 2. mikrostruktura powłokowej bariery cieplnej z warstwą ceramiczną tlenku cyrkonu stabilizowanego tlenkiem wapnia (metco 201) fig. 2 the microstructure of thermal barrier coating with a ceramic layer of zirconium oxide stabilized with calcium oxide (metco 201) tablica iii. wyniki analizy eds składu chemicznego w miejscach przedstawionych na rysunku 3 (% at.) table iii. chemical composition eds analysis results in locations from figure 3 (% at) area o mg al ca ti cr co ni y zr mo w 1 63,14 0,94 4,40 0,14 1,06 30,33 2 23,48 16,56 19,47 39,79 0,71 3 6,48 6,69 15,89 9,48 58,31 1,07 2,07 4 14,92 20,77 13,99 16,77 33,56 5 9,30 5,85 14,31 22,63 47,91 6 30,15 11,27 17,04 41,55 fig. 3. mikrostruktura powłokowej bariery cieplnej z warstwą ceramiczną tlenku cyrkonu stabilizowanego tlenkiem wapnia (metco 201) (a) oraz szczegóły budowy międzywarstwy mecraly (b) z zaznaczonymi miejscami analizy składu chemicznego fig. 3. the microstructure of thermal barrier coating with a ceramic layer of zirconium oxide stabilized with calcium oxide (metco 201) (a) and mecraly interlayer (b) with marked locations of chemical composition analysis. a) b) a) b) 27przegląd spawalnictwa 8/2012 podsumowanie przeprowadzone pierwsze próby osadzania powłok tbc z zastosowaniem nowych proszków tlenku cyrkonu stabilizowanego tlenkami wapnia i magnezu wykazały możliwość ich łatwego osadzenia metodą aps. zaobserwowano znacznie mniejszą porowatość obu warstw – odpowiednio 2i 3 krotnie w tych samych warunkach osadzania. podstawowym ograniczeniem w aplikacji tych materiałów wydaje się niska temperatura pracy, która nie powinna przekraczać 800-900oc – znacznie niższa niż od literatura [1] d.s. rickerby and h.c. low, in proc. 4th european propulsion forum (royal aeronautical society, london, 1993 no. 12. [2] coatings for high temperature structural materials, national materials advisory board report national academy press, washington, dc, 1996. [3] g. lehnert and h. meinhardt, present state and trend of development of surface coating methods against oxidation and corrosion at high temperatures, electrodeposition and surface treatment vol. 1, iss. 1, september 1972, 71-76. [4] d. driver, d.w. hall, and g.w. meetham, in the development of the gas turbine engine applied science publishers, london, 1981. [5] g.w. goward: and d.h. boone, mechanisms of formation of diffusion aluminide coatings on nickel-base superalloys, oxiddation of metals 3, 1971, 475-496. [6] g.w. goward progress in coatings for gas turbine airfoils, surface and coatings technology, volumes 108-109, 10 october 1998, s. 73-79. [7] j.r. nicholls, designing oxidation-resistant coatings. jom journal of the minerals, metals and materials society, 2000, vol. 52, no. 1, s. 28-35. [8] f.t. talboom, r.c. elam, and l.w. wilson, evaluation of advanced superalloy protection systems, report cr7813 national aeronautics and space administration, houston, tx, 1970. [9] d.k. gupta and d.s. duvall, coatings for single crystal superalloys. the minerals, metals and materials society, warrendale, pa, 1984. konwencjonalnego ysz. mogą one znaleźć zastosowanie m.in. w motoryzacji do pokrywania elementów silników benzynowych i diesla. w dalszych badaniach nad wytwarzaniem powłokowej bariery cieplnej nadal tlenek cyrkonu stabilizowany tlenkiem itru wydaje się być trudny do zastąpienia. możliwe jest jednak zbadanie możliwości zastosowania powłok dwuwarstwowych oraz kompozytowych, które mogą zapewnić podniesienie temperatury pracy powłok tbc. [10] http://www.sulzermetco.com/en/desktopdefault.aspx/tabid-1741//3381_read-5289. [11] r. vaßen, m. o. jarligo, t. steinke, d. e. mack, d. stöver,, overview on advanced thermal barrier coatings surface and coatings technology, vol. 205, iss. 4, 15 november 2010, 938-942. [12] a. nusair khan, i.n. qureshi, microstructural evaluation of zro2–mgo coatings journal of materials processing technology, vol. 209, iss. 1, 1 january 2009, 488-496. [13] m. goral, m. drajewicz m. pytel s. kotowski, characterization of powders used for lpps thin film plasma spraying of thermal barrier coatings, journal of achievements in materials and manufacturing engineering, vol. 47 iss. 2 august 2011, 157-165. [14] g. moskal, b. witala, a. rozmysłowska, metallographic preparation of the conventional and new tbc layers, archives of materials science and engineering, vol. 39 iss. 1. september 2009, 53-60. [15] g. moskal, criteria of microstructural assessment of the conventional and new tbc layers, archives of materials science and engineering, vol. 38, iss. 1 july 2009, 19-25. [16] g. moskal, the porosity assessment of thermal barrier coatings obtained by aps method, journal of achievements in materials and manufacturing engineering, vol. 20 iss. 1-2, january-february 2007, 483-486. projekt został sfinansowany ze środków narodowego centrum nauki pod nr. grantu n n507 245540 przeglad welding tec nology re iew www.pspaw.ps.pl 201410_pspaw.pdf 7przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 ultradźwiękowe pomiary   modułów sprężystości   w kompozytach metalowo-ceramicznych ultrasonic measurements of elastic moduli in metal ceramic composites sławomir mackiewicz dr sławomir mackiewicz – ippt pan warszawa. autor korespondencyjny/corresponding author: smackiew@ippt.gov.pl wstęp stałe sprężystości, takie jak moduł younga, moduł ścinania czy liczba poissona, są ważnymi parametrami materiałowymi mającymi zastosowanie zarówno przy projektowaniu maszyn i urządzeń, jak i podczas prac modelowo-teoretycznych oraz badawczo-rozwojowych ukierunkowanych na opracowanie nowych materiałów. w przypadku klasycznych materiałów konstrukcyjnych, takich jak stal czy inne metale, pomiary modułów sprężystości wykonywane są zwykle na maszynach wytrzymałościowych jako element prób rozciągania. procedury wykonywania takich pomiarów są powszechnie znane, znormalizowane i nie stwarzają większych problemów. inaczej wygląda sytuacja w przypadku wielu nowych materiałów, w szczególności kompozytów metalowo-ceramicznych czy materiałów supertwardych. zastosowanie klasycznych metod pomiarów mechanicznych jest tutaj znacznie utrudnione z powodu ograniczonych wymiarów próbek, trudnej obróbki mechanicznej czy też samego kształtu krzywej rozciągania, który jest często nieliniowy nawet przy małych wartościach naprężeń. dotyczy to zwłaszcza fazy prac badawczo-rozwojowych, kiedy próbki streszczenie w pracy opisano podstawowe zasady ultradźwiękowych pomiarów modułów sprężystości w materiałach technicznych. omówiono definicje stałych sprężystości dla materiałów o różnej symetrii, w szczególności dla materiałów ortotropowych, poprzecznie izotropowych oraz izotropowych. opisano metodykę wyznaczania stałych sprężystości na podstawie pomiarów prędkości fal ultradźwiękowych dla materiałów o różnej symetrii. wskazano na podstawowe wymagania dotyczące dokładnych pomiarów prędkości fal ultradźwiękowych w próbkach materiałów. zaprezentowano także przykład zastosowania omówionej metodyki pomiarowej do wyznaczenia zależności modułów sprężystości od zawartości fazy ceramicznej w kompozycie nial-al2o3. słowa kluczowe: badania ultradźwiękowe, stałe sprężystości, kompozyty abstract the paper describes fundamental principles of ultrasonic measurements of elastic moduli in construction materials. definition of elastic moduli for materials of general symmetry was given and specified further for materials with orthotropic, transversally isotropic and isotropic symmetry. methodology for determination of elastic moduli from ultrasonic velociti measurements was described for materials with different symmetry. the basic requirements for accurate velocity measurements in material samples were briefly discussed. finally, the application of presented methodology for determination of elastic moduli of nial-al2o3 composite as a function of ceramic phase content was given. keywords: ultrasonic testing, elastic constans, composites 8 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 materiałów o różnych składach czy parametrach syntezy produkowane są w niewielkich ilościach i wymagają szybkiego sprawdzania parametrów materiałowych. w takich sytuacjach pomiary mechaniczne, nawet jeśli możliwe, są zbyt drogie i czasochłonne. ultradźwiękowe pomiary modułów sprężystości są w dużym stopniu wolne od wspomnianych ograniczeń i mogą stanowić korzystną alternatywę dla pomiarów mechanicznych. dodatkową zaletą badań ultradźwiękowych jest ich nieniszczący charakter, który pozwala zbadane próbki poddawać innym rodzajom badań lub też badać gotowe wyroby, nie naruszając ich właściwości użytkowych. również dokładność ultradźwiękowych pomiarów stałych sprężystości jest w wielu przypadkach wyższa niż dokładność pomiarów mechanicznych. w artykule omówiono podstawowe zasady, na których opiera się ultradźwiękowy pomiar modułów sprężystości, wskazując najważniejsze problemy pomiarowe i interpretacyjne związane z tymi pomiarami. podano także przykład zastosowania tej techniki pomiarowej w badaniach nowo opracowywanych kompozytów metalowo-ceramicznych. stałe sprężystości materiałów w zastosowaniach technicznych – mówiąc o modułach sprężystości materiałów – mamy zazwyczaj na myśli: moduł younga – e, moduł ścinania – g czy też liczbę poissona – ν. należy jednak zauważyć, że ściśle rzecz biorąc, wszystkie wymienione stałe sprężystości mają zastosowanie jedynie do materiałów izotropowych, czyli takich, których właściwości sprężyste nie zależą od kierunku. ponieważ wiele materiałów stosowanych we współczesnej technice nie spełnia tego założenia nawet w przybliżeniu, problem definicji stałych sprężystości należy omówić nieco bardziej szczegółowo, opierając się na klasycznej teorii sprężystości. stałe sprężystości są parametrami, które definiują związek między stanem naprężenia i stanem odkształcenia danego materiału. w ogólnym przypadku związek ten ma postać: gdzie σij oznaczają składowe stanu naprężenia, zaś εkl składowe stanu odkształcenia materiału. obie wielkości są symetrycznymi tensorami drugiego rzędu, co oznacza, że mogą mieć 6 niezależnych składowych. współczynniki cijkl oraz cijklmn nazywane są stałymi sprężystości odpowiednio drugiego i trzeciego rzędu. z matematycznego punktu widzenia są to symetryczne tensory odpowiednio czwartego i szóstego rzędu. w liniowej teorii sprężystości, jak też w większości zastosowań technicznych, przyjmujemy, że materiały są liniowo sprężyste, czyli że zależność między ich naprężeniem a odkształceniem ma charakter liniowy. oznacza to, że pomijamy wszystkie stałe sprężystości rzędu 3 i wyższych. nawet przy takim upraszczającym założeniu liczba składowych tensora cijkl określającego właściwości sprężyste materiału wynosi 36. wykorzystując pewne ogólne właściwości energii sprężystej ośrodka materialnego udowodniono, że liczba niezależnych składowych tensora sprężystości, w ogólnym przypadku, redukuje się do 21. taką liczbę stałych sprężystości mają niektóre kryształy należące do układu trójskośnego. na szczęście materiały spotykane w zastosowaniach technicznych charakteryzują się wyższymi symetriami niż kryształy układu trójskośnego. prowadzi to do znaczących redukcji w liczbie niezależnych stałych sprężystości. w praktyce mamy do czynienia z materiałami, które można zaliczyć do jednej z 3 klas symetrii: ortotropowej, poprzecznie izotropowej oraz izotropowej. materiały ortotropowe mają 3 wzajemnie prostopadłe płaszczyzny symetrii. do grupy tej zaliczyć można np. drewno, stal walcowaną na zimno, czy też kompozyty zbrojone włóknem. okazuje się, że właściwości sprężyste takich materiałów są opisane przez 9 niezależnych stałych sprężystości. zespół stałych sprężystości materiału przedstawia się często w postaci macierzy ułatwiającej ich interpretacje fizyczną. dla materiału ortotropowego macierz ta ma postać przedstawioną na rysunku 1. rys. 1. macierz stałych sprężystości dla materiału o symetrii ortotropowej fig. 1. the matrix of elastic constants for the material with orthotropic symmetry. materiały poprzecznie izotropowe mają wyższą symetrię niż materiały ortotropowe, ponieważ mają oś symetrii prostopadłą do jednej z płaszczyzn symetrii. przykładem takiego materiału jest kompozyt zbrojony włóknem ułożonym jednokierunkowo. oś symetrii takiego materiału jest równoległa do kierunku ułożenia włókien wzmacniających. materiał poprzecznie izotropowy ma 5 niezależnych stałych sprężystości. w ujęciu macierzowym (rys. 1) oznacza to, że c11 = c22, c13 = c23, c55 =c66 oraz dodatkowo c12 = c11 2c44. materiały izotropowe charakteryzują się nieskończoną liczbą osi i płaszczyzn symetrii. ich właściwości sprężyste mogą być w pełni opisane za pomocą 2 niezależnych stałych sprężystości, np. c12 i c44. pozostałe współczynniki macierzy sprężystości na rysunku 1 mogą być wyrażone jako kombinacje liniowe tych dwóch stałych. (2) (1). . .i j i j k l k l i j k l m n k l m nc cσ ε ε ε= + + 1 1 1 2 1 3 1 2 2 2 2 3 1 3 2 3 3 3 4 4 5 5 6 6 0 0 0 0 0 0 0 0 0 [ ] 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 i j c c c c c c c c c c c c c = 9przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 techniczne moduły sprężystości: e, g, ν mogą być wyrażone za pomocą stałych sprężystości cij ośrodka izotropowego w następujący sposób: należy jeszcze raz podkreślić, że powyższe zależności dotyczą wyłącznie materiałów, które przynajmniej w przybliżeniu można traktować jako izotropowe. w przypadku materiałów ortotropowych czy poprzecznie izotropowych należy operować odpowiednimi stałymi sprężystości cij. w literaturze technicznej spotyka się czasem określenia typu moduł younga w kierunku podłużnym, czy moduł younga w kierunku poprzecznym, jednak w przypadku pozostałych modułów sprężystości g i ν określenia tego typu przestają być jednoznaczne i mogą prowadzić do niejednoznaczności interpretacyjnych. ultradźwiękowy pomiar modułów sprężystości ultradźwiękowy pomiar modułów sprężystości opiera się na tym, że fale ultradźwiękowe są falami sprężystymi. tym samym ich prędkości zależą bezpośrednio od właściwości sprężystych i gęstości ośrodka propagacji. wyznaczenie związków matematycznych między stałymi sprężystości i prędkościami fal ultradźwiękowych w określonym kierunku jest w ogólnym przypadku zadaniem stosunkowo złożonym i wymaga rozwiązania nieliniowego równania christoffera [1]. aby wyznaczyć pełną macierz stałych sprężystości dla materiału ortotropowego (9 niezależnych stałych), należy wykonać co najmniej 9 pomiarów prędkości fal ultradźwiękowych propagujących w różnych kierunkach i mających różne polaryzacje. w przypadku ośrodka poprzecznie izotropowego (5 niezależnych stałych sprężystości) należy wykonać co najmniej 5 tego typu pomiarów. co więcej, kierunki i polaryzacje fal ultradźwiękowych stosowanych przy takich pomiarach muszą być tak dobrane, aby uzyskane układy równań umożliwiły uzyskanie jednoznacznych rozwiązań dla wszystkich stałych sprężystości. jest to klasyczne zagadnienie odwrotne, czyli problem wyznaczenia zespołu wielkości podstawowych na podstawie zmierzonych wartości wielkości pochodnych, które są zależne od wielkości podstawowych w sposób nieliniowy. szczegółowe procedury postępowania dla materiałów ortotropowych opisano w pracy [2]. w przypadku materiałów izotropowych problem odwrotny ulega znacznemu uproszczeniu, ponieważ mamy tutaj tylko dwie niezależne stałe sprężystości i musimy wyznaczyć tylko dwie prędkości fal ultradźwiękowych. są to po prostu prędkości fali podłużnej – vl i poprzecznej – vt w badanym materiale. ze względu na izotropowość materiału kierunek propagacji fal oraz kierunek polaryzacji fali poprzecznej nie ma znaczenia. odpowiednie wzory obliczeniowe na stałe sprężystości c12 i c44 mają postać: gdzie ρ oznacza gęstość masy badanego materiału. mierząc prędkości propagacji fal podłużnych i poprzecznych oraz gęstość masy w badanym materiale (izotropowym) możemy, ze wzorów (4), wyznaczyć jego stałe sprężystości c12 i c44, a następnie, podstawiając je do wzorów (3), wyznaczyć jego techniczne moduły sprężystości e, g oraz ν. zagadnienie pomiarów sprowadza się więc do dokładnego wyznaczenia prędkości fal ultradźwiękowych w materiale. natrafiamy tutaj w pierwszym rzędzie na podstawowy problem polegający na tym, że rozwiązania teoretyczne i wyprowadzone wzory dotyczą propagacji harmonicznej fali płaskiej w ośrodku nieograniczonym, podczas gdy w rzeczywistych pomiarach wytwarzane fale ultradźwiękowe nie są ani harmoniczne, ani płaskie, ani też nie propagują w ośrodku nieograniczonym. w praktyce stosujemy krótkie impulsy fal ultradźwiękowych, które zawierają w sobie całe widmo częstotliwości fal harmonicznych i wytwarzane są przez przetworniki o skończonych rozmiarach poprzecznych. nawet w przypadku materiału o pomijalnym tłumieniu prowadzi to do ciągłej zmiany kształtu rejestrowanego impulsu w funkcji drogi przebytej przez impuls w materiale (rys. 2). (4)(3) s = 12 mm s = 48 mm s = 28 mm rys. 2. zmiana kształtu impulsu fali ultradźwiękowej w funkcji drogi fali w materiale spowodowana efektami dyfrakcyjnymi fig. 2. the change of the pulse shape of ultrasonic waves as a function of the way in the material caused by the effects of diffraction 1 2 4 4 4 4 1 2 4 4 (3 2 )c c c e c c + = + 4 4 g c= 1 2 1 2 4 42( ) c c c ν = + 2 2 1 2 ( 2 )t tc v vρ= − 24 4 tc vρ= 10 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 trudno jest więc zdefiniować punkt charakterystyczny impulsu, który może stanowić punkt odniesienia dla pomiaru czasu przejścia. maksima impulsu czy też punkty przejścia fazy przez zero ulegają przesunięciu w stosunku do teoretycznej harmonicznej fali płaskiej, która przebywałaby ten sam dystans w materiale. różnica ta, nazywana fazową poprawką dyfrakcyjną, może być obliczona i powinna być uwzględniana w dokładnych pomiarach prędkości. maksymalna wartość fazowej poprawki dyfrakcyjnej w przeliczeniu na czas przejścia impulsu ultradźwiękowego wynosi ¼t. przykładowo, dla głowicy o częstotliwości f = 5 mhz okres fali wynosi t = 200 ns, a maksymalna wartość poprawki dyfrakcyjnej 50 ns. w przypadku badania materiałów o znaczącym tłumieniu, które z reguły wzrasta w funkcji częstotliwości, kształt impulsu ulega dodatkowej deformacji z powodu niejednakowego tłumienia poszczególnych częstotliwości zawartych w jego widmie. prowadzi to do powiększania szerokości i obniżania podstawowej częstotliwości impulsu wraz ze wzrostem jego drogi w materiale. w celu wyeliminowania wpływu tego efektu na wyniki pomiarów prędkości niezbędne jest obliczanie transformaty fouriera rejestrowanego impulsu z wyznaczaniem fazy jego poszczególnych składowych harmonicznych. czas przejścia fali przez określony odcinek materiału wyznacza się wówczas na podstawie różnicy bezwzględnych faz wybranej składowej harmonicznej impulsu przed przejściem i po przejściu danego odcinka. najważniejszym wymaganiem dotyczącym badanych próbek jest ich płaskorównoległość oraz brak wad materiałowych, które mogłyby zakłócić propagację wiązki ultradźwiękowej. w celu uniknięcia efektów falowodowych wymiary poprzeczne próbek powinny być znacznie większe niż długość stosowanych fal ultradźwiękowych. jako absolutne minimum można przyjąć 3-krotność długości fali. badania kompozytów metalowo-ceramicznych w ostatnich latach w pracowni badań nieniszczących ippt pan wykonano wiele ultradźwiękowych pomiarów modułów sprężystości na różnego typu kompozytach metalowo-ceramicznych, m.in. na bazie stopów aluminium, miedzi, niklu, tytanu, chromu wzmacnianych cząstkami al2o3, sic oraz tib2 [3÷5]. pomiary wykonywano za pomocą cyfrowego defektoskopu panametrics epoch 4 współpracującego z programem komputerowym epochdata 2.0 opracowanym specjalnie do prowadzenia dokładnych pomiarów prędkości fal ultradźwiękowych. w szczególności program umożliwia cyfrowy transfer sygnałów ultradźwiękowych z defektoskopu, ich uśrednianie i interpolację, pomiar czasów przejścia impulsów metodą przejścia fazy przez zero oraz wyznaczanie prędkości fal ultradźwiękowych metodą ech wielokrotnych lub metodą porównawczą przy wykorzystaniu wzorców mikrosekundowych. na rysunku 3 pokazano przykładowe wyniki pomiarów modułów sprężystości na serii próbek kompozytu metalowo-ceramicznego składającego się z matrycy metalowej nial wzmacnianej cząstkami ceramiki al2o3. celem badań było wyznaczenie zależności modułów sprężystości od zawartości fazy ceramicznej w kompozycie. badane próbki miały kształt kostek o wymiarach 10x10x5 mm. we wstępnej fazie badań sprawdzono izotropowość próbek, wykonując pomiary prędkości fali podłużnej w 3 wzajemnie prostopadłych kierunkach. różnice prędkości nie przekraczały 1%, co pozwalało przyjąć, że badany materiał jest w przybliżeniu izotropowy i stosować uproszczoną metodykę pomiarów. zbadano 4 serie próbek o różnych zawartościach fazy ceramicznej, odpowiednio: 5, 10, rys. 3. wyniki ultradźwiękowych pomiarów: a) modułu younga, b) liczby poissona dla próbek kompozytu metalowo-ceramicznego nial-al2o3 fig. 3. the results of ultrasonic measurements: a) young’s modulus, b) the number of poisson for ceramic-metal composite nial-al2o3 samples 11przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 literatura [1] b.a. auld, acoustic fields and waves in solids., john wiley and sons, new york, london, sydney, toronto, 1973. [2] e.p. papadakis, t. patton, y. tsai, d.o. thompson, the elastic moduli of thick composites as measured by ultrasonic, j.a.s.a., vol. 89, no 6, (1991). [3] j. szelążek, s. mackiewicz, p. gutkiewicz, ultrasonic measurement of the temperature dependence of elastic moduli in light alloys, insight, vol 52, no 7, july 2010, s. 380-385. [4] w. węglewski, k. bochenek, m. basista, th. schubert, u. jehring, j. litniewski, s. mackiewicz, comparative assessment of young’s modulus measurementsof metal–ceramic composites using mechanical and non-destructive tests and micro-ct based computational modeling., computational material science 77 (2013) 19-30. [5] s. nosewicz, j. rojek, s. mackiewicz, m. chmielewski, k. pietrzak, b. romelczyk, the influence of hot pressing conditions on mechanical properties of nickel aluminide/alumina composite, journal of composite materials (in press). wnioski ultradźwiękowe pomiary modułów sprężystości materiałów stanowią korzystną alternatywę dla klasycznych pomiarów mechanicznych z uwagi na szybkość wykonywania, niskie koszty oraz wysoką dokładność. dotyczy to zwłaszcza badań nowo opracowywanych kompozytów metalowo-ceramicznych, z których trudno wykonywać odpowiednie próbki niezbędne do prowadzenia badań na maszynach wytrzymałościowych. metodologia wykonywania takich badań dla materiałów izotropowych jest stosunkowo prosta i sprowadza się do dokładnych pomiarów prędkości fal podłużnych i poprzecznych. w przypadku materiałów ortotropowych i poprzecznie izotropowych wymagane są bardziej złożone procedury pomiarowe wymagające większej liczby pomiarów prędkości fal w różnych kierunkach oraz bardziej skomplikowanej metodyki obliczeniowej. 20 oraz 30%. w celu poprawienia statystyki pomiarów w każdej serii znajdowały się po 3 próbki o nominalnie jednakowym składzie wykonane w tym procesie technologicznym. uzyskane wyniki nie do końca potwierdziły wstępne przewidywania teoretyczne odnośnie do monotonicznego wzrostu modułu younga wraz ze wzrostem zawartości fazy ceramicznej. wzrost taki faktycznie występuje do zawartości 20% al2o3, po czym jednak, dla próbek o zawartości 30% al2o3, moduł ponownie ulega obniżeniu. dodatkowo w tej serii próbek zaobserwowano zwiększony rozrzut wyników pomiarów. prawdopodobną przyczyną takich zależności była mniej spójna mikrostruktura próbek o dużej zawartości fazy ceramicznej, powodująca zarówno ogólny spadek modułu sprężystości, jak też zwiększony rozrzut jego wartości. przykład ten ilustruje przydatność ultradźwiękowych pomiarów modułów sprężystości do szybkiej oceny właściwości nowo opracowywanych kompozytów metalowo-ceramicznych. miesięczne i roczne spisy treści oraz streszczenia artykułów  opublikowanych w przeglądzie spawalnictwa  są dostępne na stronie internetowej: www.pspaw.pl ps 10 2015 www.pdf 60 przegląd spawalnictwa vol. 87 10/2015 mikrostruktura kompozytowych powłok ni-zrc napawanych plazmowo the microstructure of ni-zrc composite coatings deposited by plasma method dr inż. mariusz bober, prof. dr hab. inż. jacek senkara – zakład inżynierii spajania, politechnika warszawska. autor korespondencyjny/corresponding author: mbober@wip.pw.edu.pl streszczenie w artykule przedstawiono wyniki badań kompozytowych napoin o osnowie stopu ni umacnianych cząstkami zrc. warstwy te uzyskano poprzez napawanie plazmowe mieszaniny proszków – osnowy i fazy umacniającej na podłoża ze stali s355j0. wykonano napoiny dla zmiennych wartości natężenia prądu łuku głównego. przeprowadzono badania makro i mikroskopowe powłok kompozytowych stosując mikroskopię optyczną i skaningową. określono objętościowy udział cząstek fazy umacniającej osnowę oraz stopień rozcieńczania napoiny metalem podłoża. analizowano rozkład mikrotwardości osnowy. wykazano, iż zachodzi dezintegracja cząstek proszku zrc w skutek oddziaływania z ciekłą osnową metaliczną. słowa kluczowe: napoiny kompozytowe, ni – zrc, napawanie plazmowe proszkowe, mikrostruktura abstract the results of investigations of nickel base composite coatings reinforced by zrc particles are presented in the paper. the layers were obtained by deposition of ni-alloy and zrc powders’ mixture onto s355j0 low alloy steel by plasma powder transferred arc welding method. variable values of main welding current were applied. macroscopic and microscope examinations of composite coatings were evaluated using optical and scanning microscopes. volume fraction of reinforcing phase and dilution coefficient were evaluated. microhardness of the matrix of composite coatings was also analyzed. it was evidenced that disintegration of zrc particles occurred due to the action with liquid metal base. keywords: composite coatings, ni – zrc, plasma powder transferred arc welding, microstructure wstęp napawanie plazmowe proszkowe (ang. pptaw) należy do ważnych spawalniczych metod stosowanych w modyfikacji i regeneracji powierzchni części maszyn. zalety tej metody oraz zastosowanie napawania plazmowego zostało szeroko omówione w literaturze [1,2]. jedną z cennych zalet tej metody jest możliwość otrzymywania napoin o zróżnicowanym składzie chemicznym, w tym warstw kompozytowych. napoiny kompozytowe o strukturze metalicznej umacniane są cząstkami twardych faz, na ogół węglikami, azotkami, borkami. tego typu powłoki łączą w sobie cechy odpornej na zużycie a jednocześnie plastycznej osnowy oraz twardej ceramiki i wychodzą na przeciw potrzebom przemysłowym wszędzie tam, gdzie występuje duże obciążenie ścierne. materiał osnowy napoin kompozytowych stanowią przeważnie stopy niklu i kobaltu [3÷6] przez co powłoki wykazują odporność na korozję i zachowują wysokie właściwości mechaniczne w podwyższonej temperaturze oraz tańsze stopy żelaza stosowane do nakładania warstw na mniej odpowiedzialne części maszyn [7]. wzrost właściwości mechanicznych uzyskuje się poprzez dodatek wysokotopliwych faz, często węglików metali przejściowych z ivb – vib grupy układu okresowego pierwiastków. węgliki te charakteryzują się przede wszystkim dużą twardością, odpornością na zużycie ścierne i korozyjne oraz wysoką stabilnością termodynamiczną [8,9] i ich dodatek znacznie poprawia właściwości eksploatacyjne napoin. mariusz bober, jacek senkara stosunkowo dużo prac poświęcono otrzymywaniu i badaniu powłok kompozytowych z dodatkiem węglików chromu, wolframu i tytanu [10÷12]. natomiast niewiele jest prac poświęconych badaniom napoin kompozytowych otrzymanych metodą plazmową umacnianych węglikami przejściowymi, takim jak: zrc, hfc, moc, nbc, tac [13]. węgliki te również posiadają bardzo wysokie właściwości a napoiny z ich dodatkiem wykazują atrakcyjne cechy użytkowe [14]. w artykule przedstawiono wyniki badań kompozytowych powłok ni-zrc otrzymywanych metodą plazmową z mieszaniny proszków dla różnych parametrów napawania. szczególną uwagę poświęcono badaniom strukturalnym napoin ni-zrc. podjęta tematyka stanowiącym kontynuację wcześniejszego cyklu badań [15,16]. przygotowanie próbek, materiały i urządzenia kompozytowe powłoki ni-zrc napawano na podłoża ze stali niskostopowej s355j0. do napawania przygotowano próbki o wymiarach 150x50x10 mm. przed procesem napawania powierzchnię próbek dokładnie oczyszczono i odtłuszczono. do napawania stosowano mieszaninę proszków, w której osnowę stanowił proszek na bazie niklu o symbolu da 22. oprócz niklu proszek ten zawiera: 0,03% c, 2,4% si, 1,4% b 61przegląd spawalnictwa vol. 87  10/2015 rys. 1. niezgodności spawalnicze w napoinach kompozytowych ni-zrc wykonane przy zbyt niskim natężeniu prądu: a) przyklejenia napoiny do materiału podłoża (i = 60a), b) pęcherze gazowe zlokalizowane przy linii wtopienia (i = 70a) fig. 1. the welding discrepancies in ni-zrc composite coatings obtained with too low welding current: a) interrun fusion defect (i=60a), b) gas pocket located at fusion line (i=70a) oraz 0,4% fe. proszek osnowy mieszano z proszkiem węglika cyrkonu w proporcji 60:40 (objętościowo). ziarnistość obu proszków była taka sama i mieściła się w przedziale od 50 do 150 μm. próby napawania przeprowadzono stosując urządzenie pta 301 control m firmy hettiger. przed wykonaniem właściwych napoin wykonano wstępne próby napawania mające na celu dobór parametrów procesu. na ich podstawie ustalono stałe i zmienne parametry napawania. napoiny kompozytowe wykonano dla zmiennych wartości prądu łuku głównego mieszczących się w zakresie 60-120 a. pozostałe parametry w trakcie procesu napawania były stałe i ważniejsze z nich przedstawiono w tablicy i. parametr wartość natężenie prądu łuku wewnętrznego 40 a napięcie łuku plazmowego 25 v wydatek proszku 6 g/min szybkość napawania 50 mm/min wydatek gazu (argon): • plazmotwórczego • osłonowego • transportującego 1,5 l/min 8 l/min 5 l/min amplituda oscylacji 8 mm szybkość ruchu oscylacyjnego 450 mm/min odległość plazmotronu od przedmiotu napawanego 15 mm średnica dyszy zwężającej 4 mm tablica i. parametry napawania table i. surfacing parameters wyniki badań po procesie napawania kompozytowe powłoki poddano obserwacjom makroskopowym. badania prowadzono okiem nieuzbrojonym. na ich podstawie stwierdzono, że wszystkie napoiny posiadają poprawny wygląd. następnie przygotowano próbki do badań mikroskopowych. z każdej napoiny wycinano fragment do badań. z uwagi na wysoką twardość napoin cięcie prowadzono na wycinarce elektroerozyjnej. próbki wycinano w tej samej odległości od początku ściegu w celu zapewnienia poprawności wnioskowania. zgłady metalograficzne przygotowano wg standardowej procedury. do obserwacji i rejestracji mikrostruktury wykorzystano stanowisko wyposażone w mikroskop metalograficzny olympus ix70 z cyfrowym zapisem obrazu. badania mikroskopowe ujawniły niezgodności spawalnicze w powłokach kompozytowych wykonanych przy natężeniu prądu 60 i 70a. w warstwach tych na granicy międzyfazowej powłoka podłoże występowały przyklejenia (rys. 1a). ponadto widoczne były duże pęcherze gazowe w napoinie na granicy międzyfazowej osnowa-węglik zlokalizowane na ogół w okolicy linii wtopienia (rys. 1b). w powłokach napawanych z większą energią liniową nie obserwowano wyżej wymienionych niezgodności spawalniczych. na rysunku 2 przedstawiono przykład struktury napoiny kompozytowej ni-zrc wykonanej przy natężeniu prądu 80a. na tle jasnej osnowy rozmieszczone są ciemne cząstki węglika cyrkonu. granica międzyfazowa napoina kompozytowa stalowe podłoże jest ciągła pozbawiona niezgodności spawalniczych, co świadczyć może o dobrej przyczepności tych powłok do materiału podłoża. a) b) rys. 2. przekrój poprzeczny napoiny ni-zrc uzyskanej przy prądzie napawania 80a fig. 2. the cross-section of ni-zrc layer obtained with surfacing current of 80a na rysunku 3 przedstawiono morfologię fazy umacniającej kompozytowych powłok. widoczne są duże nieregularne cząstki zrc oraz mniejsze rozmieszczone wokół dużych aglomeratów. udział małej frakcji zrc spowodowany jest prawdopodobnie rozpadem większych ziaren umocnienia pod wpływem oddziaływania łuku plazmowego bądź na skutek reakcji z ciekłą osnową ni. na rysunku 4 przedstawiono dezintegrację dużych aglomeratów zrc. widoczna jest penetracja ciekłej osnowy po granicach ziarn zrc (rys. 4). obecność drobnej frakcji zrc w osnowie jest wynikiem oddzielania się i rozpadu warstwy przypowierzchniowej większych aglomeratów zrc. granica międzyfazowe węglik-osnowa jest ciągła (rys. 4). obserwacje przy większych powiększeniach tej granicy nie wykazały obecności strefy przejściowej – rysunku 5. świadczą o tym także mapy rozkładu pierwiastków stopowych (rys. 5). z map tych wynika także brak obecności zr w osnowie. rys. 3. morfologia fazy umacniającej w kompozytowych powłokach ni-zrc fig. 3. strengthening phase morphology in ni-zrc composite coatings 62 przegląd spawalnictwa vol. 87 10/2015 wykonano obliczenia udziału metalu podłoża (d) w napoinie wg wzoru (1), gdzie: p – powierzchnia przekroju nadtopionego metalu podłoża, s – powierzchnia przekroju napawanego metalu. otrzymane wyniki (rys. 6) wskazują, że wraz ze wzrostem natężenia prądu rośnie udział metalu podłoża w napoinie. rys. 4. penetracja ciekłej osnowy po granicach ziaren dużych aglomeratów fazy umacniającej fig. 4. penetration of liquid matrix into grain boundaries of large agglomerates of strengthening phase rys. 5. mikrostruktura granicy międzyfazowej węglik-osnowa oraz powierzchniowe rozkłady zr i ni fig. 5. the microstructure of the carbide-matrix interface and surface distribution of zr and ni za pomocą programu komputerowego multiscanbase wykonano obliczenia udziału objętościowego fazy umacniającej osnowę. badania prowadzono na przekrojach poprzecznych przy powiększeniu x100. do badań przygotowano obrazy w formie binarnej a obliczenia prowadzono z całego pola przekroju napoiny. otrzymane wyniki w funkcji natężenia prądu napawania przedstawiono na rysunku 7. 1) rys. 6. udział procentowy metalu podłoża w napoinie w funkcji natężenia prądu napawania fig. 6. percentage of substrate material content in overlays as a function of main welding current przedstawione wyniki wskazują, że udział objętościowy zrc rośnie wraz ze wzrostem natężenia prądu, lecz tylko do wartości ok. 90 a. dalszy wzrost natężenia prądu nie skutkuje zwiększeniem udziału fazy umacniającej. pomiar mikrotwardości osnowy napoin kompozytowych wykonano w osi napoiny prostopadle do linii wtopienia stosując obciążenie 100 g. mierzono twardość napoin wykonanych dla natężenia prądu 60, 90 i 120 a. otrzymane wyniki przestawiono na rysunku 8. rys. 7. objętościowy udział zrc w osnowie powłok kompozytowych w zależności od natężenia prądu napawania fig. 7. volume fraction of zrc in the matrix of composite coatings versus the main welding current applied rys. 8. rozkład mikrotwardości osnowy prostopadle do granicy warstwa – podłoże fig. 8. distribution of matrix microhardnes perpendicular to the layer substrate boundary 1 0 0 % p d p s = × + omówienie wyników badań z przeprowadzonych badań wynika, że warunkiem otrzymania poprawnych napoin kompozytowych ni-zrc jest stosowanie odpowiednio wysokiego natężenia prądu (≥80a). przy zbyt niskiej energii liniowej procesu materiał podłoża nadtapiany jest tylko miejscowo w efekcie czego tworzą się przyklejenia napoiny do napawanego metalu (rys. 1a). obecność dużych pęcherzy na granicy osnowa-węglik wynika ze słabszego zwilżania zrc ciekłym stopem ni (rys. 1b). z danych literaturowych wynika, że zrc charakteryzuje się metalicznym charakterem wiązania chemicznego z pewnym udziałem wiązań kowalencyjnych a nawet jonowych. to utrudnia zwilżanie węglika ciekłą osnową i negatywnie wpływa na proces formowania się napoin. wzrost energii liniowej podnosi temperaturę ciekłego jeziorka i wydłuża czas kontaktu cząstek węglika z ciekłą osnową, co z kolei sprzyja lepszemu zwilżeniu cząstek fazy umacniającej. dlatego poprawne napoiny uzyskano dla wyższych wartości energii liniowej – rysunek 2. w kompozytowych powłokach ni-zrc węglik cyrkonu występował w postaci zarówno dużych jak i małych, nieregularnych cząstek. obecność małej frakcji nie wynika z jej udziału w wyjściowej mieszaninie proszków lecz jest efektem rozpadu dużych aglomeratów zrc w trakcie procesu napawania. obserwowano dwa mechanizmy tworzenia się małych cząstek węglika. pierwszy z nich to penetracja ciekłej osnowy po granicach dużych ziaren zrc (rys. 4a). drugi me63przegląd spawalnictwa vol. 87  10/2015 chanizm to dezintegracja warstwy powierzchniowej cząstek fazy umacniającej w efekcie której powstaje znaczna ilość małej frakcji węglika cyrkonu. z powierzchni dużych cząstek węglika odseparowuje się wąski pasek zrc, który następnie ulega rozpadowi na mniejsze części (rys. 4b). granica międzyfazowa węglik-osnowa jest ciągła bez widocznej strefy przejściowej pomiędzy fazami na tej granicy (rys. 5). powyższe stwierdzenie dokumentują także wyniki rozkładu powierzchniowego pierwiastków ni i zr. nie ujawniono obecności zr w osnowie, co świadczy o braku rozpuszczalności w niej tego węglika. udział metalu podłoża w napoinie zwiększa się wraz ze wzrostem natężenia prądu ponieważ zwiększa się energia liniowa procesu. to z kolei prowadzi do większego nadtopienia materiału podłoża i w konsekwencji większego jego udziału w napoinie. objętościowy udział fazy umacniającej także zwiększa się wraz ze wzrostem natężenia prądu napawania ale tylko do wartości ok. 90 a (rys. 7). może to świadczyć o znaczącym udziale wiązania kowalencyjnego w zrc, co utrudnia wprowadzenie tego węglika do ciekłej osnowy ale wzrost natężenia prądu, poprzez aktywację termiczną procesu zwilżania powoduje utrzymanie coraz większej ilości zrc w ciekłym jeziorku. wzrost natężenia prądu powyżej 90 a nie skutkuje zwiększeniem udziału fazy umacniającej, ponieważ ciekłe jeziorko powiększa się na skutek głębszego wtopienia w materiał podłoża. maksymalne wartości udziału fazy umacniającej występujące przy natężeniu prądu 90-100 a wynoszą ok. 20% i są znacznie mniejsze niż zawartość węglika w wyjściowej mieszaninie proszków. rozkład mikrotwardości osnowy powłok kompozytowych zmniejsza się ze wzrostem natężenia prądu napawania ponieważ zwiększa się stopień rozcieńczenia napoiny metalem podłoża. stosunkowo mała objętość fazy umacniającej wprowadzanej do ciekłej osnowy oraz brak rozpuszczalności zrc nie równoważy spadku twardości osnowy wynikającego z większego udziału fe z nadtopionego podłoża. wnioski – napoiny kompozytowe ni-zrc formują się poprawnie przy odpowiednio wysokim natężeniu prądu łuku głównego. powłoki napawane przy niedostatecznie wysokiej energii liniowej nie wykazują metalurgicznego połączenia z podłożem oraz występują w nich duże pęcherze gazowe. – w kompozytowych powłokach ni-zrc węgli cyrkonu występował w postaci dużych, nieregularnych cząstek oraz znacznie mniejszych niż w wyjściowej mieszaninie proszków. udział mniejszej frakcji zrc jest efektem dezintegracji dużych aglomeratów węglika na skutek reakcji z ciekłą osnową. – granica międzyfazowa węglik-osnowa jest ciągła bez widocznych stref przejściowych. – stopień rozcieńczenia napoiny metalem podłoża zwiększa się wraz ze wzrostem natężenia prądu. – udział objętościowy zrc zwiększa się wraz ze wzrostem natężenia prądu do wartości 90a. jest to efekt aktywacji cieplnej procesu zwilżania zrc ciekłym stopem ni. dalszy wzrost natężenia prądu prowadzi do większego rozcieńczenia napoiny materiałem podłoża i w efekcie do spadku udziału objętościowego zrc. – wzrost natężenia prądu napawania powoduje spadek twardości osnowy powłok kompozytowych w wyniku zwiększającego się udziału żelaza z nadtopionego podłoża. badania.były.finansowane.z.grantu.ncbir/kghm.nr.cubr/1/3ncbr/2014 . literatura [1] klimpel a.: „technologie napawania i natryskiwania cieplnego”, wyd. p.śl., gliwice 1999. [2] jitai n., wei g., mianhuan g., shixiong l.: „plasma application in thermal processing of materials”, vacuum 65, 2002, 263-266. [3] ozel s., kurt b., somunkiran i., orhan n.: „microstructural characteristic of niti coating on stainless steel by plasma transferred arc process”, surface & coatings technology, 2008, no 202, 3633-3637. [4] aoh j. n., jeng y. r., chu e. l., wu l. t.: „on the wear behavior of surface clad layers under high temperature”, wear, 1999, no 225-229, 1114-1122. [5] kim h. j., kim y. j.: „wear and corrosion resistance of pta weld surfaced ni and co based alloy layers” surface engineering, 1999, vol. 15, no 6, 495-501. [6] gurumoorthy k., kamaraj m., prasad rao k., sambasiva rao a., venugopal s.: „microstructural aspects of plasma transferred arc surfaced ni-based hardfacing alloy”, materials science and engineering a, 2007, no 456, 11-19. [7] kim h. j., yoon b. h., lee ch. h.: „wear performance of the fe-based alloy coatings produced by plasma transferred arc weld-surfacing process”, wear, 2002, no 249, 846-852. [8] oyama s. t.: „the chemistry of transition metal carbides and nitrides”, balckie academic & professional, chapman & hall, london, 1996. [9] stolarz s.: „wysokotopliwe związki i fazy”, wyd. śląsk, katowice 1974. [10] aoh j. n., jeng y. r., chu e. l., wu l. t.: „on the wear behavior of surface clad layers under high temperature”, wear, 1999, no 225-229, 1114-1122. [11] kim h. j., yoon b. h., lee ch. h.: „sliding wear performance in molten zn–al bath of cobalt-based overlayers produced by plasma-transferred arc weld-surfacing”, wear, 2003, no 254, 408-414. [12] huang z., hou q., wang p.: „microstructure and properties of cr3c2 – modified nickel – based alloy coating deposited by plasma transferred arc process”, surface & coatings technology, 2008, no. 202, 2993 -2999. [13] hung f. y., yan z. y., chen l. h., lui t. s.: „microstructural characteristics of pta-ocverlayed nbc on pure ti”, surface & coatings technology, 2006, no. 200, 6881-6887. [14] corujeira-gallo s., alam n.: „wear assessment of fe-tic/zrc hardfacing produced from oxides”, tribology in industry, 2015, vol. 37, no. 1, 66-71. [15] bober m., senkara j.: „dystrybucja fazy umacniającej w napoinach kompozytowych ni-wc”. prace naukowe – mechanika, z.215, 59-69s; wyd. oficyna wydawnicza politechniki warszawskiej, warszawa 2006; [16] bober m., senkara j.: „napoiny na osnowie niklu z węglikami tytanu – otrzymywanie i struktura”, prace naukowe – mechanika, z. 229, 65-74, wyd. oficyna wydawnicza politechniki warszawskiej, warszawa 2009. 201203_pspaw.pdf 11przegląd spawalnictwa 3/2012 elżbieta jankowska spawanie stali – narażenie na cząstki zawarte w dymach spawalniczych welding steel – exposure to particles presented  in the welding fume dr inż. elżbieta jankowska – centralny instytut ochrony pracy, państwowy instytut badawczy. streszczenie w artykule przedstawiono wyniki badania stężeń i rozkładów wymiarowych cząstek emitowanych do środowiska pracy podczas spawania stali elektrodami er-150/f 6013. badania wykonane metodą filtracyjno-wagową (próbniki typu pcis) oraz metodami zliczania (aero-trak, grimm, dust-trak) wykazały, że podczas całego dnia pracy spawacz może być narażony na zmienne ilości cząstek z reguły o wymiarach poniżej 10 µm, przy czym dymy spawalnicze zwykle zawierają znaczne ilości cząstek ultradrobnych i drobnych o wymiarach poniżej 1 µm. abstract the article presents results of investigation of concentrations and size distribution of particles emitted to the working environmental during welding of steel with using of electrodes type er-150/f 6013. investigations carried out with gravimetric method (pcis samplers) and with counting methods (aero-trak, grimm, dust -trak) shown, that during whole working day welder can be exposed on variable amount of particles usually with diameter less then 10 µm, however welding fumes contain considerable amount of ultrafine and fine particles with diameter less than 1 µm. wstęp spawanie jest procesem wysokotemperaturowym występującym zarówno w środowisku pracy, jak i życia. w wyniku spawania do otaczającego powietrza są emitowane szkodliwe zanieczyszczenia w postaci gazów oraz cząstek stałych, z reguły o wymiarach poniżej 10 µm, przy czym dymy spawalnicze zwykle zawierają znaczne ilości cząstek ultradrobnych i drobnych o wymiarach poniżej 1 µm. zasady i metody pomiarowe aktualnie wykorzystywane do oceny narażenia zawodowego na zanieczyszczenia emitowane podczas spawania są przedstawione w normach i przepisach prawa [1÷6] oraz omówione w piśmiennictwie [7]. w przypadku oceny narażenia na cząstki pyłów zalecane jest przede wszystkim wykorzystywanie metody filtracyjno-wagowej, polegającej na pobieraniu próbek pyłów na filtry pomiarowe i określaniu stężeń badanych frakcji (np. pyłu całkowitego, pyłu respirabilnego itp.) metodą wagową. jej stosowanie nie odzwierciedla jednak rzeczywistego narażenia pracowników na cząstki emitowane podczas spawania, gdyż nie umożliwia określenia ich tak istotnych parametrów – szczególnie w odniesieniu do cząstek ultradrobnych i drobnych – jak rozkłady wymiarowe oraz stężenia liczbowe i powierzchniowe [8, 9]. wiedza na ten temat jest szczególnie ważna z uwagi na fakt, że szkodliwe działanie na organizm człowieka cząstek ultradrobnych i drobnych może mieć inny charakter niż działanie cząstek o większych wymiarach. przede wszystkim dotyczy to cząstek ultradrobnych (poniżej 100 nm), które są uważane za bardzo niebezpieczne dla zdrowia człowieka, gdyż mogą przenikać do krwi i być powodem dotychczas jeszcze nierozpoznanych chorób zawodowych. w artykule [9] przedstawiono wyniki badania parametrów cząstek emitowanych podczas spawania stali kwasoodpornej elektrodami ok 61.30/308l-17. celem badań przedstawionych w artykule było określenie stężeń i rozkładów wymiarowych cząstek zawieszonych w powietrzu w spawalni, emitowanych podczas spawania stali elektrodami er-150/f 6013. 12 przegląd spawalnictwa 3/2012 warunki i metodyka badań badania wykonano w pomieszczeniu spawalni o wymiarach: długość 4,6 m, szerokość 4,4 m i wysokość 3,2 m. pomiary przeprowadzono metodą filtracyjno-wagową i metodami zliczania w strefie oddychania spawacza: – przed rozpoczęciem pracy spawacza (nocą i rano), – podczas całego dnia pracy spawacza, w tym podczas spawania stali elektrodami er-150/f 6013. pomiary wykonywano przy zamkniętych oknach i drzwiach spawalni (drzwi prowadzące na korytarz były otwierane tylko na bardzo krótkie okresy, wynikające z konieczności ruchu osób uczestniczących w badaniach), przy czym powietrze z zewnątrz mogło przedostawać się przez nieszczelności występujące w okolicach okien i drzwi. na rysunku 1 przedstawiono ogólny widok procesu spawania wykonywanego podczas badań oraz pokazano lokalizację punktów pomiarowych do pobierania próbek do oznaczania stężeń metodą filtracyjno-wagową i metodami zliczania. szczegółowy program wykonywania badań i prowadzenia prac spawalniczych przedstawiono w tablicy i. badania stężeń i rozkładów wymiarowych cząstek przeprowadzono z użyciem: – próbników pcis z pompkami skc 100-3000 (stężenia frakcji pm0,25, pm0,5, pm1, pm2,5 i pm10 cząstek), – miernika aero-trak 9000, tsi (stężenia powierzchniowe cząstek o wymiarach 0,01÷1 µm frakcji a – alveolar), – licznika optycznego grimm model 1,108 (stężenia liczbowe oraz rozkłady wymiarowe cząstek z zakresów: 0,4÷0,5 µm, 0,5÷1 µm, 1÷3 µm i 3÷10 µm), – miernika dust-trak, tsi model 8520 (stężenia masowe cząstek o wymiarach 0,1÷10 µm). wyniki badań wyniki badania stężeń masowych frakcji pm0,25, pm0,5, pm1, pm2,5 i pm10 cząstek z zastosowaniem próbników pcis z pompkami skc 100÷3000 zestawiono w tablicy ii, natomiast wyniki badania parametrów cząstek metodami zliczania przedstawiono odpowiednio: – na rysunkach 2 i 3 – stężenia powierzchniowe cząstek 0,01÷1 µm (aero-trak), – na rysunkach 4 i 5 – stężenia liczbowe cząstek z zakresów 0,4÷0,5, 0,5÷1, 1÷3 i 3÷10 µm (grimm), – na rysunkach 6 i 7 – stężenia masowe cząstek 0,1÷10 µm (dust-trak). podczas wykonywania badań narażenia spawacza na cząstki zawarte w dymach spawalniczych temperatura powietrza w spawalni wynosiła 25÷28oc, natomiast wilgotność względna 54÷57%. z danych przedstawionych w tablicy ii wynika, że podczas spawania stali elektrodami er-150/f 6013 (zgodnie z programem przedstawionym w tablicy i) średnie stężenia mierzonych frakcji wymiarowych cząstek (pm0,25, pm0,5, pm1, pm2,5 i pm10) zawierały się w przedziale 4,39÷6,87 mg/m3, a średnie udziały frakcji drobniejszych (pm0,25, pm0,5, pm1, pm2,5) we frakcji pm10 wynosiły 64÷78%. podczas procesu spawania były w większości emitowane cząstki ultradrobne i drobne, o wymiarach poniżej 1 µm (70%). dane przedstawione na rysunkach 2, 4 i 6 wskazują na to, że w nocy i rano przed rozpoczęciem pracy spawacza: – stężenia powierzchniowe cząstek o wymiarach 0,01÷1 µm (pomiary aero-trak) utrzymywały sięw spawalni w zakresie 36÷55 µm2/cm3, przy czym najwyższe stężenia powierzchniowe występowały w nocy – prawdopodobnie jako efekt spawania w dniu poprzednim – i rano, kiedy były prowadzone prace przygotowawcze przed badaniami – prawdopodobnie w wyniku wpływu ruchu powietrza i obecności osób (rys. 2), rys. 1. spawalnia: a) ogólny widok procesu spawania wykonywanego podczas badań, b) lokalizacja punktów pomiarowych do pobierania próbek do oznaczania stężeń cząstek metodą filtracyjno-wagową i metodami zliczania fig. 1. welding shop: a) general view of welding process during measurements, b) location of sampling points for taking samples to determined particles concentrations with gravimetric and counting methods tablica i. program wykonywania badań i prowadzenia prac spawalniczych table i. program of measurements and conducting of welding works miejsce badań prowadzone prace spawalnicze „tło” w spawalni od godz. 00:00 do godz. 08:14 nie prowadzono spawalnia – podczas prowadzenia prac spawalniczych spawanie stali elektrodami er-150/f 6013: 10:04 – spawanie 2 elektrodami 10:40 – spawanie 2 elektrodami 11:07 – spawanie 1 elektrodą 12:17 – spawanie 2 elektrodami 13:10 – spawanie 2 elektrodami spawalnia – po zakończeniu spawania od godz. 13:12 do godz. 15:23 nie prowadzono tablica ii. średnie stężenia masowe frakcji pm0.25, pm0.5, pm1, pm2.5 i pm10 cząstek zawartych w dymach spawalniczych określone metodą filtracyjno-wagową z użyciem próbników pcis table ii. average mass concentrations of fractions pm0.25, pm0.5, pm1, pm2.5 and pm10 particles in the welding fumes determined with gravimetric method with used of pcis samplers frakcje pyłu średnie stężenie pyłu, mg/m3 średni udział w odniesieniu do frakcji pm10, % pm0.25 4,39 64 pm0.5 4,49 65 pm1 4,81 70 pm2.5 5,34 78 pm10 6,87 – a) b) próbniki pcis z pompkami skc 100-3000 pobieranie próbek do zliczania cząstek ← ← 13przegląd spawalnictwa 3/2012 – stężenia liczbowe cząstek 0,4÷0,5 µm (pomiary grimm) zawierały się w zakresie 1,3÷2,3e4 cząstek/dm3, natomiast cząstek 0,5÷1 µm w zakresie 0,4÷1,0e4 cząstek/dm3, i dla obydwu ww. zakresów wymiarowych jest widoczny większy wpływ prowadzenia prac spawalniczych wykonywanych rys. 2. stężenie powierzchniowe cząstek z zakresu 0,01÷1 µm w powietrzu w spawalni („tło” w spawalni) przed rozpoczęciem spawania (pomiary aero-trak) fig. 2. surface concentration of particles from the range 0,01÷1 µm in the air in the welding shop ("background" in the welding shop) before welding (measurements with aero-trak) rys. 3. stężenie powierzchniowe cząstek z zakresu 0,01÷1 µm w powietrzu w spawalni przed rozpoczęciem spawania, podczas spawania (tabl. i – szare słupki wskazują czas 5 kolejnych operacji spawania) i po zakończeniu spawania (pomiary aero-trak) fig. 3. surface concentration of particles from the range 0,01÷1 µm in the air in the welding shop before, during (table i – grey pillars indicated time of 5 following operations of welding) and after welding (measurements with aero-trak) rys. 4. stężenie liczbowe cząstek z zakresów: 0,4÷0,5 µm, 0,5÷1, 1÷3 i 3÷10 µm w powietrzu w spawalni („tło” w spawalni) przed rozpoczęciem spawania (pomiary grimm) fig. 4. number concentration of particles from the range 0,4÷0,5, 0,5÷1, 1÷3 and 3÷10 µm in the welding shop (“background” in the welding shop) before welding (measurements with grimm) rys. 5. stężenie liczbowe cząstek z zakresów 0,4÷0,5 µm, 0,5÷1 µm, 1÷3 µm i 3÷10 µm w powietrzu w spawalni przed rozpoczęciem spawania, podczas spawania (tablica i – szare słupki wskazują czas 5 kolejnych operacji spawania) i po jego zakończeniu (pomiary grimm) fig. 5. number concentration of particles from the range 0,4÷0,5 µm, 0,5÷1 µm, 1÷3 µm and 3÷10 µm in the air in the welding shop before, during (see table i) and after welding (measurements with grimm) rys. 6. stężenie masowe cząstek z zakresu 0,1÷10 µm w powietrzu w spawalni („tło” w spawalni) przed rozpoczęciem spawania (pomiary dust-trak) fig. 6. mass concentration of particles from the range 0,1÷10 µm in the air in the welding shop ("background" in the welding shop) before welding (measurements with dust-trak) rys. 7. stężenie masowe cząstek z zakresu 0,1÷10 µm w powietrzu w spawalni przed rozpoczęciem spawania, podczas spawania (tablica i – szare słupki wskazują czas 5 kolejnych operacji spawania) i po jego zakończeniu (pomiary dust-trak) fig. 7. mass concentration of particles from the range 0,1÷10 µm in the air in the welding shop before, during (see table i) and after welding (measurements with dust-trak) poprzedniego dnia na stężenia liczbowe cząstek, i mniejszy, niż w przypadku stężeń powierzchniowych (pomiary aero-trak), wpływ prowadzenia rano prac przygotowawczych przed badaniami; największe stężenia cząstek z zakresów 1÷3 i 3÷10 µm wynosiły 0,07e4 cząstek/dm3 (rys. 4), 14 przegląd spawalnictwa 3/2012 – stężenia masowe cząstek 0,1÷10 µm (pomiary dust-trak) zawierały się w zakresie 0,03÷0,04 mg/m3, przy czym zmiany w wartościach stężeń nocą i ranem nie były tak widoczne, jak w przypadku pomiarów stężeń liczbowych wykonanych z użyciem miernika grimm. podczas całego dnia pracy spawacza i wykonywania prac spawalniczych omówionych w tablicy i, tzn. podczas spawania stali elektrodami er-150/f 6013, stężenia określone metodami zliczania dla cząstek z badanego zakresu 0,01÷10 µm bardzo istotnie wzrosły. stężenia powierzchniowe cząstek o wymiarach 0,01÷1 µm (rys. 3) osiągały maksymalne wartości do 11 000 µm2/cm3, podczas gdy przed spawaniem wynosiły 36÷55 µm2/cm3 (rys. 2). a zatem, podczas spawania zaobserwowano nawet maksymalnie 306-krotny wzrost stężenia powierzchniowego cząstek, emitowanych jako cząstki ultradrobne i drobne (rys. 3). po zakończeniu spawania jeszcze przez kilka godzin stężenia powierzchniowe cząstek zawieszonych w powietrzu były znacznie wyższe niż przed rozpoczęciem spawania. analizując dane przedstawione na rysunku 5, można stwierdzić, że podczas spawania były emitowane, i utrzymywały się przez dłuższy czas w powietrzu, przede wszystkim cząstki o wymiarach z zakresów 0,4÷0,5 i 0,5÷1 µm (pomiary grimm). stężenia cząstek o wymiarach 0,4÷0,5 µm były bardzo wysokie, wynosiły nawet 6,5e6 cząstek/dm3 i przekraczały zalecany zakres pomiarowy licznika. stężenia cząstek o wymiarach 0,5÷1 µm również były wysokie i wynosiły do 4,4e6 cząstek/dm3. o ile w przypadku stężeń powierzchniowych cząstek (rys. 3) są wyraźnie zarysowane zmiany w zależności od momentu prowadzenia podsumowanie w wyniku analizy danych przedstawionych w artykule stwierdzono, że podczas całego dnia pracy spawacz może być narażony na zmienne ilości cząstek, z reguły o wymiarach poniżej 10 µm, przy czym dymy spawalnicze zwykle zawierają większą liczbę cząstek ultradrobnych i drobnych, o wymiarach poniżej 1 µm. podczas spawania stali elektrodami er-150/f 6013: – średnie udziały frakcji drobniejszych (pm0.25, pm0.5, pm1, pm2.5) we frakcji pm10 wynosiły 64÷78%, z czego 70% to cząstki o wymiarach poniżej 1 μm (tabl. ii), – stężenia określone metodami zliczania dla cząstek z zakresu 0,01÷10 µm bardzo istotnie wzrosły. maksymalnie wzrosły: – 306-krotnie stężenia powierzchniowe cząstek o wymiarach 0,01÷1 µm (rys. 3) określone za pomocą miernika aero-trak, – 500-krotnie stężenia liczbowe cząstek o wymiarach 0,4÷0,5 µm, 1100-krotnie stężenia liczbowe cząstek o wymiarach 0,5÷1 µm i 515-krotnie stężenia liczbowe cząstek o wymiarach 1÷3 µm określone za pomocą licznika grimm (rys. 5), – 834-krotnie stężenia masowe cząstek o wymiarach 0,1÷10 µm określone z użyciem miernika dust-trak (rys. 7). uwzględniając te wyniki, należy przyjąć – tak jak w przypadku badań przeprowadzonych przy spawaniu stali kwasowej elektrodami ok 61.30/308l-17 [9] – że ocena narażenia na cząstki emitowane podczas spawania powinna być prowadzona w sposób kompleksowy i obejmować zarówno analizę stężeń masowych określanych metodą filtracyjno-wagową, jak i analizę rozkładów wymiarowych cząstek oraz ich stężeń liczbowych i powierzchniowych. prac spawalniczych, to w przypadku wyników badań uzyskanych z zastosowaniem licznika grimm (rys. 5) zmiany te nie są tak widoczne, cząstki z zakresów wymiarowych 0,4÷0,5 i 0,5÷1 µm, które były emitowane do powietrza w spawalni, szczególnie w przypadku trzech pierwszych prac spawalniczych, utrzymały się w powietrzu niezależnie od przerw, które występowały pomiędzy wykonywaniem kolejnych prac spawalniczych. podczas prowadzenia trzech pierwszych prac spawalniczych stwierdzono również wzrost stężeń cząstek z zakresu 1÷3 µm maksymalnie do 3,6e5 cząstek/dm3. z rysunku 7 wynika, że podczas spawania stężenia masowe cząstek 0,1÷10 µm określone za pomocą miernika dust-trak osiągały maksymalne wartości do 25 mg/m3. tak jak w przypadku danych uzyskanych z zastosowaniem miernika aero-trak, są wyraźnie zarysowane zmiany w zależności od momentu prowadzenia prac spawalniczych. zaobserwowano, że jeżeli przerwy pomiędzy kolejnymi pracami spawalniczymi nie były zbyt długie, dochodziło do kumulowania się w powietrzu cząstek o wymiarach 0,1÷10 µm pochodzących z wcześniejszych prac spawalniczych (np. podczas prowadzenia dwóch wcześniejszych prac). po zakończeniu spawania jeszcze przez kilka godzin stężenia masowe cząstek o wymiarach 0,1÷10 µm zawieszonych w powietrzu były znacznie wyższe od stężeń masowych określonych przed rozpoczęciem spawania w pomieszczeniu spawalni, które mieściły się w zakresie 0,03÷0,04 mg/m3 (rys. 6). zatem w wyniku spawania zaobserwowano maksymalnie 834-krotny wzrost stężenia masowego emitowanych cząstek o wymiarach 0,1÷10 µm. 15przegląd spawalnictwa 3/2012 należy podkreślić, że podstawą metodyki stosowanej do oznaczania rozkładów wymiarowych, stężeń liczbowych oraz stężeń powierzchniowych cząstek z reguły nie są pomiary w odniesieniu do średnicy aerodynamicznej cząstek, która jest najbardziej istotna z uwagi na ocenę procesu osadzania się cząstek w układzie oddechowym człowieka, niemniej jednak uzyskiwane wyniki dostarczają bardzo istotnych informacji dotyczących charakterystyki cząstek w momencie ich rzeczywistej emisji oraz zmienności tej emisji w czasie, obrazując rzeczywiste narażenie pracownika na cząstki zawarte w dymach spawalniczych. literatura [1] pn-en iso 10882-1:2004 zdrowie i bezpieczeństwo przy spawaniu i procesach pokrewnych. pobieranie próbek cząstek zawieszonych w powietrzu i gazach w strefie oddychania spawacza. część 1: pobieranie próbek cząstek zawieszonych w powietrzu. [2] pn-en iso 10882-2:2005 zdrowie i bezpieczeństwo przy spawaniu i procesach pokrewnych. pobieranie próbek cząstek zawieszonych w powietrzu i gazach w strefie oddychania spawacza. część 2: pobieranie próbek gazów. [3] pn-z-04008-7:2002+az1:2004 ochrona czystości powietrza. pobieranie próbek. zasady pobierania próbek powietrza w środowisku pracy i interpretacji wyników. [4] pn-91/z-04030/05 ochrona czystości powietrza. badania zawartości pyłu. oznaczanie pyłu całkowitego na stanowiskach pracy metodą filtracyjno-wagową. [5] pn-91/z-04030/06 ochrona czystości powietrza. badania zawartości pyłu. oznaczanie pyłu respirabilnego na stanowiskach pracy metodą filtracyjno-wagową. [6] rozporządzenie ministra pracy i polityki społecznej z dnia 29 listopada 2002 r. w sprawie najwyższych dopuszczalnych stężeń i natężeń czynników szkodliwych dla zdrowia w środowisku pracy (dzu nr 217, poz. 1833) wraz ze zm. [7] matczak w., gromiec j.: zasady oceny narażenia spawaczy na dymy i gazy. instytut medycyny pracy im. prof. j. nofera. łódź 2003. [8] jankowska e. i in.: badanie stężeń i rozkładu wymiarowego cząstek pyłów emitowanych w procesach wysokotemperaturowych. projekt badawczy nr 2.r.03 zrealizowany w ramach programu wieloletniego pn. „poprawa bezpieczeństwa i warunków pracy” etap i. ciop-pib, warszawa, 2008-2010 [praca niepublikowana]. [9] jankowska e.: badanie narażenia spawaczy na cząstki zawarte w dymach spawalniczych. bezpieczeństwo pracy, nr 9 (480), 7-9, 2011. publikacja opracowana na podstawie wyników i etapu programu wieloletniego pn. „poprawa bezpieczeństwa i warunków pracy”, sfinansowanego w latach 2008-2010 w zakresie badań naukowych i prac rozwojowych ze środków ministerstwa nauki i szkolnictwa wyższego/narodowego centrum badań i rozwoju. koordynator programu: centralny instytut ochrony pracy – państwowy instytut badawczy. sekcja spawalnicza stowarzyszenie inżynierów i techników mechaników polskich oddział warszawski zaprasza wszystkich członków simp i not na organizowane przez sekcję spawalniczą ow simp: odczyty techniczne terminy prelegent, temat odczytu zakres tematyczny 22.03.2012 godz. 1700 mgr inż. andrzej radziszewski badanie materiałów metalowych konstrukcji i ich złączy metodą opartą na pamięci magnetycznej metalu omówienie metody badania stanu makroskopowego metalu w warunkach eksploatacji. zebranie zarządu. gmach starny technologiczny wydziału inżynierii produkcji politechniki warszawskiej, ul. narbutta 85, sala nr st145, dojazd tramwajami 10, 17 i 33 wycieczki techniczne terminy nazwa instytucji, adres zakres zwiedzania / działalności 15.03.2012 godz. 1100 maroma com sp. z o.o. ul. wiejska 2c otrębusy producent spawanych elementów mechanicznych ze stali wysokostopowych i stopów aluminium dla elektroniki. ps 06 2017 01 szwed 24 przegląd  spawalnictwa vol. 89 6/2017 mikrostruktura i skład chemiczny powłok   ze stopów inconel 625 i 686 napawanych metodą cmt  na stali 16mo3 microstructure and chemical composition of inconel 625 and 686 weld overlays deposited by cmt on 16mo3 steel mgr inż. paweł petrzak; dr hab. inż. kazimierz kowalski, prof. nzw. agh; dr inż. magdalena rozmus-górnikowska  – akademia górniczo-hutnicza. autor korespondencyjny/corresponding author: ppetrzak@agh.edu.pl streszczenie w artykule zaprezentowano wyniki badań mikrostruktury, składu chemicznego i właściwości mechanicznych napoin ze stopów inconel 625 i 686 (nicr22mo9nb i nicr21mo16w) nanoszonych na rury ze stali 16mo3. napoiny wykonano metodą cold metal transfer (cmt). badania przeprowadzono z wykorzystaniem mikroskopii świetlnej (lm), skaningowej (sem) i transmisyjnej (tem). próbki poddano jakościowej i ilościowej analizie składu chemicznego techniką eds. dokonano oceny mikrosegregacji pierwiastków stopowych następującej podczas krzepnięcia napoiny. dodatkowo wykonano pomiary twardości metodą vickersa. słowa kluczowe: inconel 625; inconel 686; mikrosegregacja; technika cmt; skład chemiczny abstract the paper presents results of the investigation of the micro structure, chemical composition and mechanical properties of inconel 625 and 686 (nicr22mo9nb and nicr21mo16w) weld overlays deposited on 16mo3 steel. the weld overlays were made by cold metal transfer (cmt) technique. investigation were carried out using light microscopy (lm), scanning electron microscopy (sem) and transmission electron microscopy (tem). the samples were subjected to quantitative and qualitative chemical composition analysis with use of eds. an evaluation of microsegregation of alloy elements during solidification of the weld overlay was performed. the investigation was supplemented by the hardness measurements (vickers method). keywords:  inconel 625; inconel 686; microsegregation; cmt technique; chemical composition wstęp stopy niklu są szeroko wykorzystywane w różnych dziedzinach przemysłu. charakteryzują się dobrymi własnościami wytrzymałościowymi w podwyższonej temperaturze, dobrą odpornością na pełzanie i na korozję w wysokiej temperaturze. mogą być stosowane w temperaturach sięgających 1300 °c oraz w środowisku zawierającym związki azotu, siarki i węgla. dobór odpowiednich dodatków stopowych zapewnia odporność na różne rodzaje korozji co prowadzi do częstego stosowania stopów niklu, w szczególności tam, gdzie wymagana jest wysoka odporność na korozję [1,2]. nikiel jest zdolny do rozpuszczania dużych ilości pierwiastków stopowych w porównaniu z innymi metalami, co stwarza warunki nie tylko do otrzymania specyficznych własności tych stopów, ale również umożliwia ich umocnienie roztworowe. paweł petrzak, kazimierz kowalski, magdalena rozmus-górnikowska przeglad welding technology review szerokie zastosowanie znalazły stopy niklu w urządzeniach energetycznych. w większości przypadków stosowane są stopy z grupy inconel (625, 686 czy 718). posiadają one bardzo dobre własności użytkowe i wyróżniają się odpornością na oddziaływanie środowiska korozyjnego w szerokim zakresie temperatur. stopy te łączą w sobie wysoką żarowytrzymałość i dobrą żaroodporność oraz charakteryzują się dobrą spawalnością [3]. badane w niniejszym artykule stopy 625 i 686 stosowane są jako napoiny pokrywające elementy kotłów do spalania odpadów. najczęściej do nanoszenia powłok stosuje się metody spawalnicze: gazowe, łukowe lub laserowe. podstawowym kryterium jakim powinna sprostać naniesiona powłoka jest niska zawartość fe. zawartość fe jest zależna od składu chemicznego zastosowanego stopu oraz stopnia przetopienia 25przegląd  spawalnictwa vol. 89 6/2017 i rozpuszczalności materiału podłoża w napoinie. zbyt duże stężenie fe w naniesionej powłoce powoduje zmniejszenie odporności korozyjnej [4]. alternatywą dla tradycyjnych metod spawalniczych jest metoda cold metal transfer (cmt), która charakteryzuje się impulsowym podawaniem drutu. niewątpliwą zaletą metody jest niewielka ilość ciepła wprowadzana do materiału podłoża co bezpośrednio wpływa na grubość warstwy przetopionej i ograniczenie udziału materiału podłoża, w szczególności fe, w wykonywanych napoinach [5,6]. podczas procesu krzepnięcia napoin dochodzi do mikrosegregacji składu chemicznego. występuje wyraźna różnica w składzie chemicznym między dendrytami (komórkami) i obszarami międzydendrytycznymi. zachodzące zjawisko może powodować tworzenie innych faz wtórnych w przestrzeniach międzydendrytycznych [7÷9]. pierwiastkami, które charakteryzują się wysoką skłonnością do segregacji są nb, mo, si i c [1,10,11]. podczas krzepnięcia wypychane są do cieczy, coraz bardziej ją wzbogacając. wraz z zakończeniem procesu krzepnięcia zawartość tych pierwiastków w przestrzeniach międzydendrytycznych może przekraczać średnią ich zawartość w stopie. podwyższone stężenie pod koniec krzepnięcia w przestrzeniach międzydendrytycznych może powodować powstawanie węglików nbc oraz faz tcp (ang. topologically. close-packed) [12÷14]. w stopach niklu występują fazy tcp, tj. faza lavesa, µ, p, σ. w wielu publikacjach analizujących proces krzepnięcia stopów niklu [1,10,15] wykazano, że skłonność pierwiastków do segregacji w obszarze przestrzeni dendrytycznych i osi dendrytów jest zależna od parametru k poszczególnego pierwiastka. parametrem k określa się równowagowy współczynnik rozdziału pierwiastka pomiędzy fazę stałą i ciekłą na froncie krzepnięcia. współczynnik ten można wyznaczyć doświadczalnie z poniższej zależności: k = cs / c0 (1) gdzie: cs – stężenie pierwiastka w rdzeniu dendrytu [%], c0 – średnie stężenie w analizowanym obszarze [%]. wartość parametru k określa skłonność do segregacji analizowanego pierwiastka. dla k < 1 pierwiastek wykazuje tendencję do segregacji do przestrzeni międzydendrytycznych. w przeciwnym przypadku gdy k > 1, występuje segregacja do rdzenia dendrytu. pierwiastki, które charakteryzują się niską wartością współczynnika, wykazują silną tendencję do segregacji. w stopach na osnowie niklu pierwiastki o średnicy atomowej zbliżonej do atomu ni, tj. cr i fe, charakteryzują się wartością współczynnika k zbliżoną do 1. wartości współczynnika dla mo i nb są niższe od 1 i wynoszą według literatury [1] odpowiednio 0,80÷0,85 oraz 0,50. wpływ na wartości współczynników nb i mo ma zawartość fe w stopie. zwiększona zawartość fe powoduje zmniejszenie parametru k, co bezpośrednio wpływa na zwiększoną segregację nb i mo do przestrzeni międzydendrytycznych. skłonność do segregacji podnosi krzem, którego zawartość powinna być ograniczona w stopie. wolfram w stopach niklu charakteryzuje się wartścią parametru k zbliżoną do 1 co powoduje,że w ogóle nie segreguje podczas krzepnięcia. materiał i metodyka badań badania prowadzono na fragmentach rur kotłowych ze stali 16mo3 napawanych stopami inconel 625 i 686. napoiny wykonano metodą cold metal transfer. cmt jest odmianą metody gmaw (ang. gas.metal.arc.welding). zastosowana metoda wyróżnia się sposobem podawania drutu oraz pełną automatyzacją procesu. pozwala to w pełni kontrolować proces, dzięki czemu uzyskuje się wysoką powtarzalność. skład chemiczny drutów zastosowanych do napawania oraz materiału podłoża przedstawiono w tablicy i. proces napawania prowadzono w atmosferze gazowej: 70% ar i 30% he. parametry procesu podano w tablicy ii. podczas procesu rury były chłodzone wodą przepływającą wewnątrz rur. tablica i. skład chemiczny drutów do napawania (według producenta) i materiału podłoża (według normy pn-en 10028-2:2010) table i. chemical composition of wires (according to manufacturer) and substrate (according to pn-en 10028-2:2010) tablica ii. parametry napawania table ii. parameters of overlay welding natężenie prądu 170÷190 a napięcie 15,1÷15,3 v przepływ gazu 17 l/min szybkość podawania drutu 0,7÷0,8 m/min prędkość obrotowa rury 4 obr/min średnica ściegu 2,8 mm energia liniowa 0,31÷0,34 kj/mm do badań mikrostruktury i składu chemicznego przygotowano zgłady metalograficzne z fragmentów napawanych rur. zgłady wykonane zostały z przekroju równoległego do osi napawanej rury i prostopadłego do napawanej powierzchni. wyszlifowane i wypolerowane zgłady trawiono dwustopniowo. podłoże wytrawiono w odczynniku kwasu azotowego (nital 3%), a napoiny wytrawiono elektrolitycznie w 10% roztworze cro3 przy napięciu 2 v i czasie 15 s. zmiany mikrostruktury i składu chemicznego obserwowano za pomocą mikroskopu świetlnego axio imager m1m firmy zeiss, mikroskopu skaningowego fei inspect s50 oraz mikroskopu transmisyjnego jeol, jem 2010. na przygotowanych próbkach wykonano ilościową i jakościową analizę składu chemicznego za pomocą spektroskopii promieniowania rentgenowskiego z dyspersją energii (eds). materiał  dodatkowy do  napawania zawartość składników stopowych, % nb w mo cr fe c mn si ni inconel 625 3,46 – 9,45 23,20 0,30 0,12 0,40 0,40 reszta inconel 686 – 4,31 15,00 20,14 0,07 0,01 0,34 0,03 reszta 16mo3 – – 0,25÷0,35 0,30 reszta 0,12÷0,20 0,40÷0,90 0,35 0,30 26 przegląd  spawalnictwa vol. 89 6/2017 analiza obejmowała podstawowe pierwiastki wchodzące w skład napoin: nb, w, mo, cr, fe i ni. dokonano oceny mikrosegregacji pierwiastków stopowych występującej podczas krzepnięcia napoiny. analizę wykonano wzdłuż linii prostej, prostopadle do kierunku krzepnięcia. pomiary twardości wykonano metodą vickersa stosując obciążenie 9,8 n. odciski wykonywano na przekroju podłoża i naniesionych powłok. pomiary wykonano w 3 liniach w celu zachowania odpowiednich odległości między odciskami, co pozwoliło sumarycznie uzyskać pomiary w odległościach wynoszących 0,1 mm. wyniki i ich dyskusja napawane warstwy nie wykazywały niezgodności spawalniczych (pęknięć, pustek, przyklejeń itp.), a granice wtopienia pomiędzy materiałami rodzimymi i materiałami naniesionymi były równomierne. materiał podłoża charakteryzował się mikrostrukturą ferrytyczno-perlityczną. mikrostruktura strefy wpływu ciepła (swc) charakteryzowała się dużym zróżnicowaniem i uzależniona była od temperatury w danym obszarze strefy. na podstawie obserwacji i wcześniejszych badań stwierdzono bainityczny charakter mikrostruktury [9,14,16]. grubość napawanych powłok wynosiła od 2,5 do 3,0 mm. napoiny charakteryzowały się bardzo dobrą jakością połączenia z podłożem. zastosowana technologia cmt, która jest mniej energetyczna w porównaniu z tradycyjnymi metodami spawalniczymi, pozwoliła uzyskać głębokość swc nieprzekraczającą 0,6 mm. w napawanych fragmentach rur widoczne są wyraźne strefy (rys. 1): napoina, materiał rodzimy, strefa częściowego wymieszania oraz strefa wpływu ciepła. wymienione obszary zaznaczono na rysunku przedstawiającym makrostrukturę warstwy napawanej ze stopu inconel 686. analogicznie strefy występują w napoinie ze stopu inconel 625. strefy o różnej mikrostrukturze występujące w napoinie zostały szczegółowo omówione we wcześniejszych pracach dotyczących procesów napawania stopów niklu [3,16]. struktury naniesionych powłok charakteryzowały się budową komórkowo-dendrytyczną z kryształami równoległymi do kierunku odprowadzania ciepła (rys. 2). proces krzepnięcia spowodował wyraźne różnice w składzie chemicznym pomiędzy rdzeniami dendrytów i przestrzeniami międzydendrytycznymi. analizy składu chemicznego napoin ze stopu 625 i 686 w postaci profili rozkładu pierwiastków przedstawiono na rysunku 3. w obydwu przypadkach zawartość fe w strefie częściowego wymieszania jest wyraźnie większa niż w napoinie i maleje od granicy wtopienia do powierzchni naniesionej powłoki. natomiast zawartość mo, cr, ni, nb i w zwiększa się od granicy wtopienia do powierzchni napoiny. zwiększona zawartość fe w strefie częściowego wymieszania jest spowodowana przetopieniem i rozpuszczeniem w napawanym materiale materiału podłoża. zawartość fe w strefie przetopionej nie przekraczała 2% dla napoiny ze stopu 625, a dla stopu 686 stężenie nie przekraczało wartości 1%. niskie stężenie fe w naniesionych powłokach jest wynikiem zastosowania metody cmt. niska energetyczność metody pozwoliła zmniejszyć grubość warstwy przetopionej i tym samym ograniczyć wymieszanie materiału podłoża i nanoszonych powłok. na podstawie analizy składu chemicznego osi dendrytów oraz średniego składu napoiny w obszarze poddanym analizie, obliczono wartość równowagowego współczynnika rozdziału k. wartości stężeń zostały uśrednione z 50 pomiarów, a wartości współczynnika określono dla głównych pierwiastków wchodzących w skład napoin. tablica iii przedstawia obliczone wartości równowagowego współczynnika rozdziału k dla obu stopów niklu. rys. 1.  mikrostruktura napoiny z zaznaczonymi strefami (inconel 686) (lm) fig. 1. microstructure of weld overlay with marked zones (inconel 686) (lm) rys. 2. komórkowo-dendrytyczna mikrostruktura napoin (sem) fig. 2. cellular-dendritic microstructure of weld overlays (sem) inconel 625 inconel 686 25 μm 25 μm 27przegląd  spawalnictwa vol. 89 6/2017 dla stopu inconel 625 wartości równowagowego współczynnika rozdziału oszacowano dla nb, mo, cr, fe oraz ni. otrzymane wyniki przestawiają współczynnik k dla analizowanych pierwiastków w badanym stopie i wskazują na silną mikrosegregację podczas krzepnięcia. współczynniki dla nb i mo wynosiły odpowiednio 0,56 oraz 0,87, co oznacza segregację pierwiastków do przestrzeni międzydendrytycznych. natomiast wartości dla cr, fe i ni były równe lub wyższe od 1. oznacza to brak segregacji w przypadku fe oraz wyższe stężenie cr i ni w rdzeniach dendrytów. w przypadku stopu inconel 686 współczynnik k obliczono podobnie jak powyżej dla mo, cr, fe, ni oraz w tym przypadku dla w, który zastępuje w tym stopie nb. wyniki wskazują, podobnie jak w stopie 625, na silną tendencję do segregacji mo, którego współczynnik wynosi 0,80. współczynnik dla cr (0,98) również wskazuje na możliwość niewielkiej segregacji do przestrzeni międzydendrytycznych. oszacowana wartość dla w wynosiła 1,01 co wskazuje na równomierne rozmieszczenie pierwiastka w analizowanym obszarze lub niewielką segregację do osi dendrytów. rys. 3. profile zawartości pierwiastków w zależności od odległości od granicy wtopienia: a) inconel 625, b) inconel 686 fig. 3. concentration profiles of elements as a function of distance from fusion boundary: a) inconel 625, b) inconel 686 rys. 4. profile zawartości mo, cr, fe, ni, nb (dla stopu inconel 625) oraz w (dla stopu inconel 686) w napoinie fig.  4. concentration profiles of mo, cr, fe, ni, nb (inconel 625) and w (inconel 686) in weld overlay tablica  iii. równowagowy współczynnik rozdziału dla stopów inconel 625 i 686 table iii. partition coefficient for inconel 625 and 686 alloys mikrosegregacja występująca w stopach inconel powoduje powstawanie licznych wydzieleń faz w przestrzeniach międzydendrytycznych, czyli w obszarach wzbogaconych w nb, mo i cr. rysunek 5 przedstawia mikrostruktury napoin z wyraźnie widocznymi wydzieleniami w przestrzeniach międzydendrytycznych. w stopie inconel 625 obszar przestrzeni międzydendrytycznych jest wzbogacony w nb i mo, czego wynikiem jest powstanie dużych skupisk wydzieleń. w stopie 686 nb zostaje zastąpiony przez w, który nie ulega segregacji i jego stężenie jest równe w całej objętości napoiny. w tym przypadku wydzielenia powstają przy dużym udziale mo i cr, które wykazują się tendencją do segregacji międzydendrytycznej. tworzące się wydzielenia możemy podzielić na dwa typy. pierwszy typ to wydzielenia wydłużone i owalne, wzbogacone w nb, mo oraz cr. na podstawie analizy składu chemicznego i dostępnej literatury [9,10,14,17,18] zostały zidentyfikowane jako prawdopodobnie fazy tcp. drugim typem wydzieleń są wydzielenia o kanciastym kształcie, które zidentyfikowano jako węgliki typu mc, które może tworzyć nb oraz węgliki typu m23c6, które mogą powstawać przy udziale cr, mo i w. powyższe zależności potwierdzają pomiary liniowe składu chemicznego pierwiastków. na rysunku 4 przedstawiono rozkład pierwiastków uzyskany za pomocą analizy eds. analiza została wykonana na podstawie pomiarów 100 punktów rozmieszczonych wzdłuż linii prostej, prostopadle do osi dendrytów. pionowe strzałki na wykresach wskazują obszar przestrzeni międzydendrytycznych. wyniki analizy potwierdzają silną segregację mo w obu typach stopu i nb w przypadku stopu 625, do przestrzeni międzydendrytycznych. analizowany  pierwiastek wartość równowagowego współczynnika  rozdziału pierwiastka k inconel 625 inconel 686 nb 0,56 – w – 1,01 mo 0,87 0,80 cr 1,04 0,98 fe 1,00 1,02 ni 1,03 1,05 odległość od granicy wtopienia, μm  %  m as . %  m as . odległość od granicy wtopienia, μm  a) b) 28 przegląd  spawalnictwa vol. 89 6/2017 rys. 5. wydzielenia w przestrzeniach międzydendrytycznych (sem i tem) fig. 5. precipitations in interdendritic spaces (sem and tem) inconel 625 inconel 625 1 μm 2 μm 200 nm 500 nm inconel 625inconel 686 inconel 686 inconel 686 1 μm 200 nm 29przegląd  spawalnictwa vol. 89 6/2017 literatura [1] j. n. dupont, j. c. lippold, s. d. kiser: welding metallurgy and weldability of nickel-base alloys, john villey & sons, new jersey 2009. [2] b. mikułowski: stopy żaroodporne i żarowytrzymałe. wyd. agh, kraków 1997. [3] j. kusiński, m. blicharski, ł. cieniek, s. dymek, m. rozmus-górnikowska, m. solecka, k. faryj: struktura i właściwości powłok ze stopów inconel 625 i 686 napawanych metodą cmt na rury i ściany szczelne kotłów energetycznych, inżynieria materiałowa 6 (208), 2015, s. 363-367. [4] e. m. zahrani, a. m. alfantazi: hot corrosion of inconel 625 overlay weld cladding in smelting off-gas environment, metallurgical and materials transactions 44a, 2013, pp. 4671-4699. [5] c. g. pickin, s. w. williams, m. lunt: characterisation of the cold metal transfer (cmt) process and its application for low dilution cladding, journal of materials processing technology 211, 2011, pp. 496-502. [6] j. bruckner: metoda cmt – rewolucja w technologii spawania, przegląd spawalnictwa 7-8, 2009, s. 24-28. [7] m. rozmus-górnikowska, m. blicharski, j. kusiński, l. kusiński, m. marszycki: influence of boiler pipe cladding techniques on their microstructure and properties, archives of metallurgy and materials, 4 (58), 2013, pp. 1093-1096. [8] j. adamiec: high temperature corrosion of power boiler components cladded with nickel alloys, materials characterization 10 (60), 2009, pp. 1093-1099. [9] p. petrzak, k. kowalski, m. blicharski: analysis of phase transformations in inconel 625 alloy during annealing, acta physica polonica a 4 (130), 2016, pp. 1041-1044. [10] j.n. dupont: solidification of an alloy 625 weld overlay, metallurgical and materials transactions a, 27a, 1996, pp. 3612-3620. podsumowanie  naniesione powłoki wykazywały wysoką jakość wykonania, nie posiadały niezgodności spawalniczych. grubość powłok wynosiła od 2,5 do 3,0 mm. mikrostruktura miała charakter komórkowo-dendrytyczny. zawartość fe w strefie przetopionej nie przekraczała 2% dla stopu 625 oraz 1% dla stopu 686. otrzymane wyniki wskazują na silną mikrosegregację. w stopie 625 nb i mo silnie segregują do przestrzeni międzydendrytycznych. natomiast w stopie 686 segregację wykazują mo i cr, a w nie wykazuje tendencji do segregacji. mikrosegregacja występująca w stopach inconel powoduje powstawanie licznych wydzieleń faz w przestrzeniach międzydendrytycznych. napoina ze stopu inconel 686 charakteryzowała się wyższą twardością niż ta wykonana ze stopu inconel 625. praca.finansowana.przez.akademię.górniczo-hutniczą.(11 .11 .110 .295) [11] v. shankar, k. bhanu sankara rao, s.l. mannan: microstructure and mechanical properties of inconel 625 superalloy, journal of nuclear materials 2-3 (288), 2001, pp. 222-232. [12] s.w. banovic, j.n. dupont, a.r. marder: dilution and microsegregation in dissimilar metal weld between upper austenitic stainless and nickel base alloys, science and technology of welding and joining 7 (6), 2002, pp. 374-383. [13] h.m. tawancy, n.m. allam: effect of nianb precipitation on the corrosion resistance of inconel alloy 625, metrology, journal of materials science letters 9, 1990, pp. 343-347. [14] m. solecka, p. petrzak, a. radziszewska: the microstructure of weld overlay ni-base alloy deposited on carbon steel by cmt method, solid state phenomena 231, 2015, pp. 119-124. [15] c.c. silva, h.c. de miranda, m.f. motta, j.p. farias, c.r.m. afonso, a.j. ramirez: new insight on the solidification path of an alloy 625 weld overlay, journal of materials research and technology 3 (2), 2013, pp.228-237. [16] m. rozmus-górnikowska, m. blicharski, j. kusiński: influence of weld overlaying methods on microstructure and chemical composition of inconel 625 boiler pipe coatings, kovove materialy, 3 (52), 2014, pp. 141-147. [17] m. rozmus-górnikowska, m. blicharski: microsegregation and precipitates in inconel 625 arc weld overlay coatings on boiler pipes, archives of metallurgy and materials, 4 (60), 2015, pp. 2599-2605. [18] c.c. silva, c.r.m. afonso, a.j. ramirez, m.f. motta, h.c. de miranda, j.p. farias: assessment of microstructure of alloy inconel 686 dissimilar weld claddings, journal of alloys and compounds 684, 2016, pp. 628-642. wyniki pomiarów twardości w funkcji odległości od linii wtopienia przedstawiono na rysunku 6. twardość materiału podłoża mieściła się w zakresie 175÷190 hv1. w strefie wpływu ciepła twardość sukcesywnie rosła do wartości 260÷280 hv1. napoina ze stopu inconel 686 charakteryzowała się wyższą twardością niż ta wykonana ze stopu inconel 625. twardość dla stopu 686 wynosiła 270÷280 hv1, a dla stopu 625 wartość ta wynosiła 260÷270 hv1. rys. 6. rozkłady twardości na przekroju napoiny stopów inconel 625 i 686 fig. 6. hardness distributions on the weld overlay cross sections for inconel 625 and 686 alloysodległość od granicy wtopienia  h v 1 swc 201509_pspaw.pdf 38 przegląd spawalnictwa vol. 87 9/2015 wytwarzanie powłok i modyfikacja powierzchni przy użyciu wiązki elektronów w spawalnictwie production of coatings and surface modification using electron beam in welding prof. dr hab. inż. jan pilarczyk, dr inż. marek st. węglowski – instytut spawalnictwa, gliwice. autor korespondencyjny/corresponding author: marek.weglowski@is.gliwice.pl streszczenie wiązka elektronów, pomimo szeroko rozpowszechnionych technologii łukowych oraz laserowych, jest nadal powszechnie stosowana w przemyśle: motoryzacyjnym, budowie maszyn, elektronicznym, elektrotechnicznym i lotniczym. technologia umożliwia wykonywanie wysokiej jakości połączeń z wszystkich spawalnych metali konstrukcyjnych. jest również stosowana do wytwarzania warstw i powłok poprzez napawanie i modyfikowanie powierzchni. w artykule przybliżono przykłady zastosowania wiązki elektronów uwzględniając szybkie prototypowanie, teksturyzację powierzchni, napawanie przy użyciu drutu oraz proszku, stopowanie. podano informacje dotyczące możliwych technik jakie mogą być stosowane w trakcie w/w procesów. słowa kluczowe: wiązka elektronów, inżynieria powierzchni, modyfikowanie materiałów abstract electron beam, despite widespread arc and laser technologies, is still widely used in industry such as: automotive, mechanical engineering, electronics, electrical and aerospace. the technology allows to produced high quality welded joints from all weldable structural metals. it is also used for the production of films and coatings by deposition and surface modification. in the paper approximated examples of the use of the electron beam given by the rapid prototyping, texturisation surface, cladding with wire and powder as well as alloying. provides information about the possible techniques that can be used during these processes. keywords: electron beam, surface engineering, modification of materials wstęp struktura i własności warstw powierzchniowych decydują o własnościach użytkowych wielu produktów i ich elementów, umożliwiając jednocześnie użycie możliwie tanich materiałów na rdzeń elementu (materiał podłoża), od którego wymagane będą z reguły niższe własności użytkowe. w wyniku odpowiedniego doboru materiałów elementu wraz z procesami kształtującymi jego strukturę i własności oraz rodzaju technologii warstwy powierzchniowej, zapewniającej wymagane własności użytkowe, możliwe jest również najkorzystniejsze zestawienie własności rdzenia i warstwy powierzchniowej wytworzonego elementu [1]. możliwe najwyższe własności eksploatacyjne warstw wierzchnich, przy możliwie najwyższych efektach ekonomicznych, mogą zapewnić technologie spawalnicze w tym te wykorzystujące jako źródło ciepła wiązkę elektronów. wśród technologii opierających się na wiązce elektronów można wyróżnić: napawanie przy użyciu drutu, napawania przy użyciu proszku, stopowanie, przetapianie, teksturyzację powierzchnie i obróbkę cieplną. w pracy przedstawiono podstawy procesów spawalniczych wykorzystujących wiązkę elektronów, własności otrzymanych warstw i powłok oraz możliwe zastosowania. jan pilarczyk, marek st. węglowski opis procesu w procesie napawania, przetapiania lub stopowania modyfikowany materiał bombardowany jest wiązką elektronów o dużej gęstości energii. prawie natychmiastowa zamiana energii kinetycznej elektronów na ciepło (nagrzewanie materiału następuję w wyniku pochłaniania energii wiązki na skutek sprężystych i niesprężystych zderzeń elektronów z siecią krystaliczną materiału) w miejscu zderzenia z powierzchnią przedmiotu obrabianego powoduje lokalne stopienie materiału i wytworzenie obszaru zmodyfikowanego po jego ponownym zakrzepnięciu. energię kinetyczną wiązki elektronów można skoncentrować na bardzo małej powierzchni, dzięki czemu osiąga się gęstości mocy sięgające 1012 w/m2. tak znaczna koncentracja energii jest niemożliwa w konwencjonalnych źródłach ciepła, a nawet w laserach. duża gęstość mocy wiązki elektronów umożliwia bardzo szybkie topienie (proces adiabatyczny), co wyróżnia technologie elektronowe spośród innych metod modyfikacji warstw wierzchnich, w których szybkość topienia jest ograniczona przez przewodnictwo cieplne [2]. wiązka elektronów wytwarzana jest w dziale przedstawionym na rysunku 1. elektrony emitowane przez termokatodę 39przegląd spawalnictwa vol. 87  9/2015 uzyskują, między katodą i anodą w polu elektrycznym, prędkość sięgającą od 30 do 70% prędkości światła przy napięciach przyspieszających 25÷200 kv. strumień przyspieszonych elektronów wydostaje się przez otwór w anodzie przyjmując kształt rozbieżnej wiązki elektronów. tak uformowana wiązka jest następnie skupiana za pomocą soczewki magnetycznej w celu uzyskania odpowiedniego przestrzennego rozkładu gęstości mocy w obszarze modyfikacji materiału. typowa wiązka elektronów ma w miejscu odziaływania na materiał średnicę 0,5÷1,5 mm co umożliwia stopienie, a nawet odparowanie prawie wszystkich materiałów. szczegóły dotyczące samego procesu przedstawiono we wcześniejszej pracy [3, 4]. przewód wysokiego napięcia katoda anoda cewki dopasowujące wiązka elektronów cewki ogniskujące cewki ogniskujące element modyfikowany komora próżniowa rys. 1. schemat budowy urządzenia do spawania i modyfikacji powierzchni przy użyciu wiązki elektronów [5] fig. 1. schema of electron beam machine for welding and surface modification [5] procesy technologiczne wykorzystujące wiązkę elektronów mogą być prowadzone przy wykorzystaniu urządzeń uniwersalnych oraz specjalizowanych. na rysunku 2 przedstawiono uniwersalne urządzenie do spawania i modyfikacji materiałów znajdujące się w instytucie spawalnictwa w gliwicach. urządzenie wyposażone jest w działo o maksymalnym napięciu przyspieszającym 150kv (moc 30 kw) i komorę o objętości 4,95 m3. urządzenie umożliwia również prowadzenie procesów technologicznych z materiałem dodatkowym w postaci drutu. modyfikacja powierzchni przy użyciu wiązki elektronów realizowana jest poprzez wykorzystanie systemu odchylania wiązki elektronów. umożliwia to przy jednym ustawieniu elementu obrabianego modyfikację większej powierzchni lub też, prowadzenie wielokrotnego procesu. na rysunku 3 przedstawiono techniki odchylania wiązki elektronów stosowane przy modyfikacji powierzchni. rys. 2. widok ogólny elektronowego urządzenia do spawania i modyfikowania powierzchni w instytucie spawalnictwa fig. 2. view of electron beam machine for welding and surface modification at instytut spawalnictwa czyszczenie stopowanie wygładzanie rys. 3. techniki odchylania wiązki elektronów stosowane przy modyfikacji powierzchni, a) modyfikacja z wieloma wiązkami, b) modyfikacja poprzez skanowanie powierzchni, c) meander, d) proces wieloetapowy [6] fig. 3. deflection techniques of electron beam for surface modification a) multi track technique, b) scan technique, c) meander technique, d) multi process technique [6] napawanie wiązką elektronów proces napawania przy wykorzystaniu wiązki elektronów jest unikalną technologią umożliwiającą wprowadzenie bezpośrednio do jeziorka ciekłego metalu materiału dodatkowego w postaci proszku lub drutu. dodatkowo prowadzona jest rafinacja ciekłego metalu gdyż proces zazwyczaj prowadzony jest w próżni. nowoczesne urządzenie zapewniają precyzyjną regulację parametrów wiązki jak np. moc wiązki lub wielkość ogniska. jest to szczególnie ważne w celu zapewnienia minimalnego wtopienie, minimalnej objętości stopionego metalu, a z drugiej strony wykorzystania energii wiązki gęstości aż do 1012 w/m2. procesy napawania mogą być prowadzone w jednym przejściu lub też wielokrotnie, co umożliwia optymalizację składu chemicznego i własności uzyskanych warstw [7]. w pracy [8] przedstawiono wyniki badań procesu napawania przy użyciu proszku, w którym elektromagnetyczny podajnik proszku zapewniał wydajność na poziomie 40 g/min. badania obejmowały wytwarzania warstw napawanych rys. 4. względna odporność na zużycie ε warstw napawanych, 1 — materiał podłoża 0,45 % c stal; 2 — napoiny wykonane przy wykorzystaniu wiązki elektronów, 3 — napoiny wyżarzane w temperaturze 600 °c przez 1 h; 4 — napoiny samowyżarzone. [8] fig. 4. relative wear resistance ε of electron beam clad coatings determined by loose particle abrasive test. 1 — reference 0.45 wt.% c steel; 2 — electron beam coatings; — coatings aged at 600 °c for 1 h; and 4 — self-aged coatings [8]. w zg lę dn a od po rn oś ć na z uż yc ie stal 0,45%c napoiny nie obrobione napoiny wyżarzone 600 °c, 1 godzina napoiny po samowyżarzaniu 40 przegląd spawalnictwa vol. 87 9/2015 na podłożu, ze stali niestopowej poprzez napawanie proszkami o ziarnistości w zakresie od 50 do 350 μm o następującym składzie chemicznym: – fe–20%mn–4%v–4%mo + 15%wc, – fe–20%ni–4%v–4%mo + 15%wc. uzyskane napoiny poddano procesowi wyżarzania (t=500, 600 i 700 °c przez 1, 2, 3, 5, i 10 h, chłodzenie w powietrzu) oraz obróbce cieplnej bezpośrednio w komorze próżniowej (samowyżarzanie poprzez napawanie). na rysunku 4 przedstawiono wpływ poszczególnych rozwiązań technologicznych na odporność na zużycie w warunkach tarcia. w pracy [9] przedstawiono wyniki badań procesu napawania proszkiem: cr3c2 – 50%, ni-cr – 50% (ni-78,8%, cr19,34%, fe-0,34%, c<0,01%, mn<0,99%, si-0,47%), ziarnistość 5,5÷88 μm, stali w gatunku s235jr. jako warstwę buforową zastosowano napoinę wykonaną proszkiem cr-17%, b-4%, si-5%, c-0,9%, fe<5%, ni – reszta, ziarnistość 53÷63 μm. badania wykazały, że proces napawania umożliwił uzyskanie napoiny o twardości 791 hv. prowadzenie procesu napawania jest również możliwe przy użyciu drutu. w pracy [10] przedstawiono wyniki napawania stali austenitycznej w gatunku x6crnimoti17-12-2 oraz stali duplex w gatunku x2crnimon22-5-3 dwoma drutami: – fe-79,2%, c-04%, cr-17,9%, mo-1,2%, si<1%, mn-0,7%, – co-59,2%, c-1,8%, cr-31%, w-8%. autorzy uzyskali znaczący wzrost twardości (do 550hv0,3) oraz wzrost odporności na korozję. ważnym podkreślenia jest fakt, iż napawanie przy użyciu wiązki elektronów jest szczególnie ważnym procesem dla materiałów reaktywnych takich jak tytan, niob, molibden. w pracy [11] przedstawiono wyniki badań napawania taśmą tytanową o grubości w zakresie od 0,1 do 0,3 mm stali austenitycznej w gatunku 304 (grubość 3,0 mm). autorzy zwrócili uwagę na konieczność precyzyjnego doboru gęstości energii. poprawne napoiny uzyskano przy gęstości energii w zakresie od 0,05 do 0,12 kw/mm2. jedną z wielu zalet procesu napawania wiązką elektronów przy użyciu proszku jest możliwość precyzyjnego dozowania materiału dodatkowego i regulacja grubości otrzymanych warstw. w pracy [12] przedstawiono wyniki procesu napawania wiązką elektronów proszkami feb+feti stali w gatunku s235. wytworzone napoiny wykazały twardość 10-krotnie większą niż materiał podłoża. istnieje również możliwość wytwarzania napoin poprzez przetapianie warstwy proszku uprzednio umieszczonym na powierzchni materiału podłoża (rys. 5). w pracy [13] przedstawiono wyniki przetapiania warstwy proszku wc-co+ni o grubości do 3 mm na podłożu ze stali w gatunku s275jr. proces przetapiania umożliwił uzyskanie napoiny o twardości powyżej 1400hv. możliwe jest również napawanie wiązką elektronów przy ciśnieniu atmosferycznym. w pracy [14] przedstawiono wyniki badań procesu napawania proszkiem 40 % b4c + 10 % fe stali niestopowej. analiza składu chemicznego uzyskanych rys. 5. schemat wytwarzania napoiny poprzez przetapianie warstwy proszku [13] fig. 5. schema of producing of cladding layers based on remelting of powder layer [13] napoin wykazała obecność dwóch faz fe2b oraz fe3b0,6c0,4, które odpowiadają za ponad dwukrotny wzrost odporności na zużycie w warunkach tarcia. hartowanie hartowanie bezprzetopieniowe (ang. transformation hardening) jest technologią umacniania elektronowego warstwy wierzchniej i polega na krótkotrwałym (od ok. 1 ms do ok. 1 s) nagrzaniu z szybkością 103-3·103 k/s, warstwy powierzchniowej do temperatury wyższej od temperatury przemiany martenzytycznej, lecz niższej od temperatury topienia, zwykle przy gęstości mocy około kilku kw/m2. w wyniku intensywnego chłodzenia z szybkością od 104 do ponad 105 k/s uzyskuje się bardzo drobnokrystaliczną mikrostrukturę o twardości o kilka stopni rockwella wyższą od twardości uzyskiwanej metodami konwencjonalnymi (realizowanymi przy nagrzewaniu indukcyjnym, płomieniowym lub plazmowym), przebiegającymi znacznie wolniej, bo z szybkością co najwyżej dochodzącą do 1000k/s. chropowatość powierzchni po hartowaniu wiązką elektronową jest taka jak przed hartowaniem, gdyż nie następuje przetapianie materiału obrabianego. najczęściej stosowane jest hartowanie jednowarstwowe, a proces znacząco wpływa na poprawę własności tribologicznych stali konstrukcyjnych i narzędziowych. grubość warstwy zahartowanej wynosi od kliku mikrometrów do kilku milimetrów. wiązką elektronową można hartować: stale konstrukcyjne niestopowe i stopowe, łożyskowe, narzędziowe, żeliwa szare i białe. obok większej twardości niż przy hartowaniu konwencjonalnym wiązka elektronowa umożliwia precyzyjne nagrzewanie wybranych miejsc obrabianej części nawet o bardzo małych wymiarach, przy utrzymaniu wąskich tolerancji grubości warstwy zahartowanej i przy mniejszych naprężeniach hartowniczych, pozwalających na hartowanie części obrobionych na gotowo bez zmiany wymiarów [7]. przetapianie przetopieniowe powoduje natomiast pogorszenie chropowatości powierzchni w stosunku do powierzchni wyjściowej, zwłaszcza przy intensywnym przetapianiu. umożliwia natomiast uzyskanie lepszych niż przy hartowaniu bezprzetopieniowym właściwości eksploatacyjnych, zwłaszcza tribologicznych. główną tego przyczyną jest wzrost twardości o kilkanaście do kilkudziesięciu procent oraz korzystny rozkład naprężeń własnych. wydajność procesu szacuje się na około 150 cm2/min [7]. stopowanie stopowanie polega na przetopieniowym nasyceniu warstw wierzchnich składnikami stopowymi całkowicie lub częściowo rozpuszczalnym w materiale podłoża. jest realizowane przy większych niż hartowanie gęstościach mocy i dłuższych czasach nagrzewania. w wyniku stopowania pogarsza się chropowatość powierzchni w stosunku do powierzchni wyjściowej, natomiast znacznie poprawiają się właściwości tribologiczne. poprzez zastosowanie odpowiednich składników stopowych można znacznie poprawić odporność korozyjną. stopowanie może być realizowane poprzez przetopienie naniesionej w dowolny sposób (np.: elektrolitycznie lub natryskiwanie cieplne) na podłoże powłoki lub iniekcyjne wprowadzanie do roztopionego jeziorka materiału podłoża cząstek stałych materiału stopującego [7]. procesy stopowania i przetapiania mogą być prowadzone w jednym przejściu lub też wielokrotnie co umożliwia optymalizację składu chemicznego i własności uzyskanych warstw. wielokrotne odziaływanie pola temperatury na modyfikowany materiał umożliwia ponadto cewki ogniskujące warstwa proszku cewki odchylające wiązka elektronów oprzyrządowanie podłoże 41przegląd spawalnictwa vol. 87  9/2015 wytwarzanie materiałów gradientowych o ściśle określonym gradiencie własności. szczególnie atrakcyjne z punktu widzenia prowadzenia procesu modyfikacji w próżni jest modyfikowanie powierzchni materiałów reaktywnych takich jak tytan i jego stopy. w przypadku modyfikacji stopów tytanu należy zwrócić jednak uwagę na porowatość obszarów zmodyfikowanych, która prowadzi do pogorszenia jakości i obniżenia własności użytkowych nowoutworzonych obszarów. dobór optymalnych warunków technologicznych procesów przetapiania wiązką elektronów tytanu i jego stopów umożliwia uzyskanie zmodyfikowanych obszarów pozbawionych porowatości. badania prowadzone do chwili obecnej wykazały, że nawet w trakcie procesu spawania stopów tytanu w próżni porowatość może wystąpić. skłonność do porowatości związana jest z rozpuszczalnością wodoru w tytanie, która jest funkcją temperatury. należy podkreślić, iż wpływ na porowatość ma ilość ciepła wprowadzona do obszaru modyfikowanego i jest bezpośrednio związana z prędkością przetapiania lub stopowania. parametry procesu mają wpływ na zarodkowanie, wzrost oraz proces odgazowania ciekłego metalu. ograniczona porowatość przy małych prędkościach przetapiania jest spowodowana wystarczająco długim czasem niezbędnym do odgazowania, podczas gdy przy dużych prędkościach występuje ograniczony czas na zarodkowanie pęcherzyków gazu i odgazowanie modyfikowanego obszaru [15,16]. przetapianie stopu tytanu (ti–45al–2nb–2mn–1b) przy użyciu wiązki elektronów z prędkością 16 mm/s, umożliwiło wzrost mikrostruktury dendrytycznej tj. dendryty α2 (ti3al) rozproszone w osnowie widmantättena z płytkami γ (tial) [17]. proces stopowania przy użyciu wiązki elektronów umożliwia znaczący wzrost odporności na zużycie w warunkach tarcia. w pracy [18] wykazano, że wprowadzenie w warstwie wierzchniej czystego tytanu proszku al8si20bn i przetopienie warstwy wiązką elektronów spowodowało znaczący wzrost odporności na zużycie w warunkach tarcia. należy podkreślić, że odporność na korozje (h2so4) warstwy zmodyfikowanej nie uległa obniżeniu w porównaniu do czystego tytanu. należy również zwrócić uwagę na fakt, iż możliwe jest prowadzenie procesu modyfikacji stopów tytanu przy użyciu wiązki elektronów przy ciśnieniu atmosferycznym. badania takie są możliwe przy użyciu wiązki elektronów o energii 1,4 mev, wytwarzanej np. w akceleratorze cząstek o mocy 100kw. autorzy w pracy [19] stopując czysty tytan proszkiem ti-ta uzyskali warstwy o grubości 2-2,5 mm o zawartości tantalu w zakresie 3,9-22,4%. mikrostruktura składała się z faz α(α′)+β. przy zawartości ta 22,4% wytrzymałość na rozciąganie wynosiła 735 mpa, a odporność na korozję w środowisku wrzącego kwasu azotowego była znacznie wyższa niż czystego ti (utrat masy 190 razy mniejsza). warunki technologiczne, prędkość nagrzewania i stygnięcia, przy jakich wytworzony został nowy materiał, znacznie się różnią od stanu równowagi. z tego powodu mikrostruktura charakteryzuje się wysoką dyspersyjnością składników, niejednorodnością składu chemicznego i powstawaniem fazy β ti przy niższej zawartości tantalu. w pracy [20] przedstawiono wyniki badań procesu stopowania stopu tytanu ti–6al–4v proszkiem tic, sic oraz tic+sic. przeprowadzone badania wykazały, że możliwe jest wytworzenie na powierzchni stopu tytanu materiału kompozytowego o twardości powyżej 700 hv0,5 (twardość materiału podłoża wynosiła 320hv0,5). natomiast wprowadzając proszek tin [21] uzyskano twardość 937hv0,5. możliwe jest również zwiększenie twardości czystego tytanu poprzez wprowadzenie proszku tic. warstwa powierzchniowa uzyskała większą odporność na zużycie w warunkach tarcia o ok. 60% i charakteryzowała się twardością 500hv0,1 (tytan 180hv0,1) [22]. prowadzone są również badania procesu stopowania stali. w pracy przedstawiono wyniki badań dla stali w gatunku 10nicr180 stopowanej proszkiem nicr [23]. proces stopowania umożliwił uzyskanie warstwy o twardości 1300 hv (materiał podłoża 220hv). jednym z ciekawszych zastosowań wiązki elektronów w inżynierii powierzchni jest teksturyzacja powierzchni. proces polega na wytworzeniu na powierzchni charakterystycznych mikro-wypukłości (rys. 6) i jest wykorzystywany m.in. w medycynie do polepszenia biokompatybilności, a w przemyśle budowy maszyn np. w celu łączenia metali z tworzywami sztucznymi. rys. 6. przykłady zastosowania wiązki elektronów do teksturyzacji powierzchni, a) schemat procesu, b) przykład pojedynczego występu, [24] fig. 6. examples of the electron beam use for surface texturisation, a) process scheme, b) single protrusion, [24] wiązkz elektronów wgłębieniewystęp biorąc pod uwagę, że urządzenia do modyfikacji i spawania wiązką elektronów mogą być wyposażone w systemy wprowadzania materiału dodatkowego w postaci drutu lub proszku, istnieje możliwość prowadzenie procesów szybkiego prototypowania z wykorzystaniem wiązki elektronów. proces ten jest wykorzystywane do produkcji pojedynczych elementów, prototypów lub modeli, jak również krótkich serii, których nie opłaca się wytwarzać innymi technologiami, np. poprzez odlewanie lub kucie. cechą istotną procesu jest możliwość szybkiego prototypowanie przy użyciu proszku [25], którego poszczególne frakcje poddawane są strumieniowi elektronów i w ten sposób istnieje możliwość wyprodukowania elementu o zadanym kształcie. precyzyjny sposób sterowania, szeroka gama materiałów oraz fakt, iż proces jest prowadzony w próżni, zapobiega utlenianiu i nawodorowywaniu topionego materiału. technologię tę wykorzystuje się m.in. do produkcji elementów endoprotez lub łopatek wirników w turbinach. podsumowanie biorąc pod uwagę stale rosnące wymagania wobec materiałów, elementów i narzędzi w zakresie trwałości, poprawy własności użytkowych, obniżenia kosztów produkcji inżynieria powierzchni będzie w najbliższych latach prężnie rozwijającą się dziedziną nauki i techniki. wśród wielu stosowanych technologii spawalniczych są te wykorzystujące jako źródło energii wiązkę skoncentrowanych elektronów. wysoka gęstość energii, precyzja prowadzenia procesu, atmosfera ochronna w postaci próżni powoduje, że proces ten w wielu przypadkach będzie jedynym rozwiązaniem jakie będzie mogło być zastosowane lub też, który zapewni najwyższe oczekiwane własności użytkowe modyfikowanych powierzchni. w przypadku braku możliwości prowadzenia procesów w próżni można zastosować urządzenia 42 przegląd spawalnictwa vol. 87 9/2015 z częściową próżnią lub bezpróżniowe. opisując jedynie wybrane potencjalne możliwości wykorzystania wiązki elektronów w inżynierii powierzchni warto podkreślić, iż nowoczesne urządzenia, nawet o napięciu 150 kv, nie wymagają specjalnych dodatkowych, zewnętrznych osłon zabezpieczających przed promieniowaniem rentgenowskim i są całkowicie bezpieczne. urządzenia te spełniają najostrzejsze wymagania w zakresie bezpiecznej eksploatacji. literatura [1] l.a., dobrzański, a.d. dobrzańska-danikiewicz, „obróbka powierzchni materiałów inżynierskich”, 2011, tom 5, open access library. [2] h. szymański, k. friedel, w. słówko, „urządzenia elektronowiązkowe” wnt, warszawa 1990. [3] m.st. węglowski, s. błacha, s. dworak, „spawanie wiązką elektronów – charakterystyka metody” biuletyn instytutu spawalnictwa, vol.58 (3), s. 25-32, 2014. [4] m.st. węglowski, s. błacha, s. dworak, „spawanie wiązką elektronów – urządzenia i wyposażenie” biuletyn instytutu spawalnictwa, vol.58(4), s. 46-52, 2014. [5] technical scheets. electron beam welding. materiały techniczne ewf, 2007. [6] r. franke, i. haase, i inni, “friction and wear behaviour of electron beam surface treated aluminium alloys alsi10mg(cu) and alsi35” wear, vol.269, s. 921–929, 2010. [7] p. adamiec, j. dziubiński, „wytwarzanie i właściwości warstw wierzchnich elementów maszyn transportowych” wydawnictwo politechniki śląskiej, gliwice, 2005. [8] s.f. gnyusov, s. tarasov, “structural phase states and heat aging of composite electron-beam clad coatings” surface & coatings technology, vol.232, s. 775–783, 2013. [9] j. morimoto, n. abe, i inni. “formation of a cr3c2/ni-cr alloy layer by an electron beam cladding method and evaluation of the layer properties” vacuum, vol. 62, s. 203-210, 2001. [10] a. jung, r. zenker, “elektronenstrahl-randschichtbehandlung für die herstellung verschleißbeständiger auftragschichten auf nichtrostenden stählen” mat.-wiss. u. werkstofftech, vol.45(6), s. 486-495, 2014. [11] m. tomie, n. abe, i inni, “electron beam cladding of titanium on stainless steel plate” transactions of jwri, vol.19(1), s. 51-55, 1990. [12] n.k. galchenko, k.a. kolesnikova, i inni, “structure and properties of boride coatings synthesized from thermo-reactive powders during electron-beam surfacing” advanced materials research, vol.880, s. 265-271, 2014. [13] n. abe, j. morimoto, i inni, “formation of wc-co layers by an electron beam cladding method and evaluation of the layer properties” vacuum, vol.59, s. 373-380, 2000. [14] d.s. krivezhenko, l.s. laptev, i inni, “electron-beam cladding of boron carbide on low-alloyed steel at the air atmosphere” applied mechanics and materials, vol.698, s. 369-373, 2015. [15] t. mohandas, d. banerjee, i inni, “fusion zone microstructure and porosity in electron beam welds of an α+β titanium alloy” metallurgical and materials transactions a, vol.30a, s. 789-798, 1990. [16] j. huang, n. warnken, “hydrogen transport and rationalization of porosity formation during welding of titanium alloys” metallurgical and materials transactions a, vol. 43a, s. 582-591, 2012. [17] a.r. rastkar, b. shokri, “surface transformation of ti–45al–2nb– 2mn–1b titanium aluminide by electron beam melting” surface and coatings technology, vol.204, s. 1817-1822, 2010. [18] d. utu, g. marginean, i inni, “improvement of the wear resistance of titanium alloyed with boron nitride by electron beam irradiation” surface and coatings technology, vol. 201, s. 6387-6391, 2007. [19] m.g. golkovskia, i.a. bataev, i inni, “atmospheric electron-beam surface alloying of titanium with tantalum” materials science and engineering: a, vol.578, s. 310–317, 2013. [20] j.ch. oh, s. lee, “correlation of microstructure with hardness and fracture properties of (tic,sic)/ti–6al–4v surface composites fabricated by high-energy electron-beam irradiation” surface and coatings technology, vol.179, s. 340-348, 2004. [21] e. yun, k. lee, i inni, “correlation of microstructure with high-temperature hardness of (tic,tin)/ti–6al–4v surface composites fabricated by high-energy electron-beam irradiation” surface and coatings technology, vol.191, s. 83-89, 2005. [22] o.g. lenivtseva, d.v. lazurenko, i inni, “the structure and wear resistance of the surface layers obtained by the atmospheric electron beam cladding of tic on titanium substrates” applied mechanics and materials, vol.682, s. 14-20, 2014. [23] d. neagu, “alloying with electron beam of some surfaces on pieces made by non-strengthen materials” nonconventional technologies review, 10, s. 31-35, 2010. [24] materiały informacyjne firmy cambridge vacuum engeineering, 2013. [25] c.n. ribton, “high productivity electron beam additive manufacturing” international electron beam welding conference, aachen, 2012. 201109_pspaw.pdf 32 przegląd spawalnictwa 9/2011 mariusz bober jacek senkara badania porównawcze napawanych plazmowo warstw niklowych z węglikami ti i cr plasma surfaced nickel layers with chromium  and titanium carbides – comparative research dr inż. mariusz bober, prof. dr hab. inż. jacek senkara – politechnika warszawska. streszczenie w artykule przedstawiono wyniki badań struktury kompozytowych powłok na osnowie stopu nisi2b z dodatkiem węglików ti i cr, napawanych plazmowo z mieszaniny proszków na podłoża ze stali niskostopowej. określono udział i rozmieszczenie fazy umacniającej w osnowie. wykazano, iż odmienny charakter oddziaływania węglików ti i cr z ciekłym stopem ni wpływa istotnie na proces formowania się napoin kompozytowych oraz na rozmieszczenie i udział cząstek fazy umacniającej w matrycy. abstract the results of structure investigation of composite layers based on nisi2b alloy with cr and ti carbides dopands are presented in the article. the layers were previously deposited by plasma powder transferred arc welding method onto low alloy steel substrates. the content and distribution of strengthening phase particles in the layer’s matrix were determined. it was proved that formation of composite overlays along with refractory particles distribution are significantly affected by ti and cr carbides interaction of different character with liquid nickel alloy. wstęp napawanie plazmowe proszkowe pptaw (plasma powder transferred arc welding) należy do ważnych spawalniczych metod stosowanych w modyfikacji i regeneracji powierzchni części maszyn. w metodzie tej łuk plazmowy charakteryzuje się dużą koncentracją energii i wysoką temperaturą, co zapewnia nanoszenie powłoki z dużą prędkością przy stosunkowo niewielkim nadtopieniu materiału rodzimego, a krótki czas oddziaływania strumienia energii nie powoduje nadmiernych zmian w strefie wpływu ciepła podłoża [1÷3]. do ważnych cech tej metody należy zaliczyć również możliwość otrzymywania napoin o różnym składzie chemicznym, w tym warstw o strukturze kompozytowej. napoiny kompozytowe łączą w sobie właściwości odpornej na ścieranie i jednocześnie stosunkowo plastycznej osnowy oraz twardej ceramiki. powłoki kompozytowe otrzymywane są na ogół z proszków technikami napawania plazmowego, laserowego, przetapiania wiązką elektronów bądź natryskiwania termicznego [4, 5]. powłoki kompozytowe uzyskane przez natryskiwanie nie mogą przenosić dużego obciążenia ściernego z powodu mechanicznego charakteru połączenia warstwy z materiałem podłoża oraz porowatości obecnej w tych warstwach. w warunkach eksploatacyjnych znacznie lepsze właściwości wykazują powłoki napawane, które są metalurgicznie związane z materiałem podłoża. wykorzystanie do napawania warstw kompozytowych wysokoenergetycznych wiązek, tj. elektronowej i laserowej, może powodować rozpuszczanie twardych cząstek fazy umacniającej, co prowadzi do obniżenia właściwości tych powłok. ponadto znaczny koszt urządzeń ogranicza przemysłowe zastosowanie napawania laserowego i wiązką elektronów. w związku z tym napawanie plazmowe proszkowe jest najczęściej stosowaną techniką otrzymywania powłok kompozytowych [1, 4, 6÷10]. materiał osnowy stanowią z reguły stopy na bazie niklu, a uzyskane napoiny mają gładkie lico, wysoką twardość i dobrą odporność na zużycie ścierne 33przegląd spawalnictwa 9/2011 [2, 11÷13]. dla warunków dużego obciążenia ściernego właściwości tych powłok są podwyższane przez dodatek do osnowy cząstek fazy umacniającej, często w postaci węglików metali ivb-vib grup układu okresowego pierwiastków, z uwagi na ich właściwości [14]. na proces formowania się powłok kompozytowych oraz rozmieszczenie i udział cząstek fazy umacniającej w osnowie ma wpływ wiele czynników, a fundamentalnym z nich jest rodzaj i intensywność oddziaływania materiału cząstek z ciekłą osnową, którego miarą jest ich zwilżalność. jeśli cząstki fazy umacniającej są dobrze zwilżalne ciekłą osnową, są wówczas zatrzymywane w ciekłym jeziorku, napoiny formują się poprawnie, a rozmieszczenie cząstek jest zbliżone do równomiernego. gdy cząstki fazy umacniającej nie są bądź są słabo zwilżalne ciekłą osnową, następuje ich wypieranie z ciekłego jeziorka i nierównomierne rozmieszczenie, zwykle tylko w okolicy lica warstwy. niedostateczna zwilżalność cząstek umocnienia cieczą metaliczną jest również przyczyną powstawania różnych niezgodności spawalniczych. dobra zwilżalność występuje dla układów osnowa – umocnienie charakteryzujących się występowaniem tego samego rodzaju wiązania chemicznego. z analizy literatury wynika, że węgliki metali przejściowych ivb – vib grupy układu okresowego pierwiastków mają wiązania mieszane, w których obok metalicznego występuje udział wiązań kowalentnych, a nawet jonowych, przy czym nie ma zgodności poglądów w kwestii ich ewentualnych udziałów [15, 16]. w artykule przedstawiono wyniki badań modelowych oddziaływania cieczy metalicznej – stopu ni – z węglikami ti i cr w zestawieniu z analizą struktury w realnych napoinach kompozytowych z udziałem tych węglików. przygotowanie próbek, materiały i urządzenia badania modelowe obejmowały przeprowadzenie testów rozpływności stopu na bazie ni na podłożach z węglików ti i cr. komercyjnie węgliki te występują w postaci proszków, natomiast do wymienionych badań niezbędne były lite, płaskie makroskopowe podłoża. opracowano specjalną metodę wykonania warstw z węglików ti i cr na neutralnym podłożu. na odpowiednio przygotowaną powierzchnię szlifowanych płytek mo zostały naniesione powłoki węglików ti i cr metodą magnetronową. kawałki materiału w formie cylindrów o jednakowych wymiarach i składzie podanym poniżej, odpowiadającym osnowie powłok kompozytowych do testów rozpływności, uzyskano wykonując wytop w indukcyjnym piecu próżniowym z czystych składników. testy rozpływności wykonano przy zastosowaniu specjalnego urządzenia zaprojektowanego i wykonanego w zakładzie inżynierii spajania politechniki warszawskiej. pole rozpływu ciekłego stopu ni na podłożach węglikowych określano za pomocą programu do analizy obrazów metalograficznych analysis. w ramach badań aplikacyjnych wykonano kompozytowe powłoki zawierające tic lub cr3c2 na podłożach ze stali niskostopowej s355j0. powłoki te uzyskano przez napawanie plazmowe odpowiednich mieszanin proszków. osnowę mieszanin stanowił proszek na bazie niklu firmy deloro stellite gmbh o symbolu da 22. według atestu producenta skład tego proszku był następujący: 0,03% c, 2,4% si, 1,4% b oraz 0,4% fe, ni – reszta. ziarnistość zawiera się w przedziale 50÷150 μm. proszek osnowy mieszano z proszkami węglika tytanu lub węglika chromu o tej samej ziarnistości w stosunku objętościowym 60:40. proces napawania plazmowego prowadzono przy pomocy urządzenia pta 301 control m firmy hettiger stellite. próby napawania wykonano dla zakresu natężenia prądu łuku głównego 60÷120 a. pozostałe parametry procesu, ustalone na podstawie wcześniejszych badań, były stałe, przedstawiono je w tablicy i. proces prowadzono bez podgrzewania wstępnego, a długość wszystkich ściegów wynosiła 60 mm. otrzymane próbki poddano badaniom makroskopowym i mikroskopowym. badania makroskopowe polegały na obserwacji okiem nieuzbrojonym i przy niewielkim powiększeniu. próbki do badań mikroskopowych, dla zapewnienia poprawności wnioskowania, pobrano z jednakowej odległości 20 mm od początku ściegu. z uwagi na znaczną twardość powłok, cięcie materiału było wykonywane za pomocą wycinarki elektroerozyjnej. zgłady metalograficzne przygotowano wg standardowej procedury w płaszczyźnie prostopadłej do osi napoiny. do określenia rozmieszczenia i udziału fazy umacniającej zaadaptowano komputerowy program do analizy obrazów metalograficznych multiscanbase. wyniki badań testy rozpływności stopu ni na podłożach z węglików ti i cr prowadzono w atmosferze argonu o czystości 99,999%. wykonano po dwie serie doświadczeń dla każdego układu węglik-osnowa, podnosząc tablica i. stałe parametry napawania plazmowego table. i. constant parameters of plasma surfacing parametr wartość natężenie prądu łuku wewnętrznego 40 a napięcie łuku plazmowego 25 v wydatek proszku 6 g/min prędkość napawania 50 mm/min wydatek gazu (argon): plazmotwórczego osłonowego transportującego 1,5 l/min 8 l/min 5 l/min amplituda oscylacji 8 mm prędkość ruchu oscylacyjnego 450 mm/min odległość plazmotronu od przedmiotu napawanego 15 mm średnica dyszy zwężającej 4 mm 34 przegląd spawalnictwa 9/2011 stopniowo temperaturę podłoża. na rysunku 1 pokazano widok z góry próbek po testach rozpływności, a w tablicy ii wyniki pomiarów pola powierzchni rozpływu stopu ni. są to wartości średnie z dwóch niezależnych doświadczeń. otrzymane wyniki wskazują, że rozpływność stopu ni na podłożu z tic jest wyraźnie mniejsza niż na powierzchni cr3c2, pomimo wyższej temperatury zakończenia procesu. w wyniku oględzin makroskopowych stwierdzono, iż otrzymane powłoki mają poprawny wygląd bez istotnych wad geometrycznych kształtu i pęknięć. jedynie napoiny z dodatkiem tic otrzymane przy małych wartościach natężenia prądu (60÷70a) charakteryzowały się nieregularnym kształtem lica. badania mikroskopowe w powłokach umacnianych tic wykonanych przy małym natężeniu prądu, tj. 60, 70 i 80 a ujawniły niezgodności spawalnicze w postaci braku metalurgicznego połączenia warstwy z materiałem podłoża (rys. 2a). powłoki kompozytowe umacniane cr3c2 formowały się poprawnie w całym zakresie stosowanych parametrów (rys. 2b). badania mikroskopowe ujawniły różną morfologię węglików w osnowie napoin (rys. 3). w otrzymanych warstwach obserwowano różny kształt i wielkość cząstek umocnienia. na rysunku 3a widoczne są duże, nieregularne cząstki tic, a także znaczący udział drobnej frakcji tego węglika. pojawienie się drobnych ziaren tic w osnowie jest spowodowane rozpadem dużych ziaren umocnienia pod wpływem oddziaływania łuku plazmowego bądź na skutek ich reakcji z ciekłą osnową ni. w napoinach umacnianych cr3c2 obserwowano duże i nieregularne oraz mniejsze wydłużone cząstki fazy umacniającej (rys. 3b). wydłużony kształt i usytuowanie sugerują krystalizację z przesyconego roztworu. cząstki te tworzą charakterystyczne figury w kształcie gwiazdy. mikrostruktury powłok kompozytowych przy większym powiększeniu pokazano na rysunku 4. w obu przypadkach granica międzyfazowa węglik-osnowa jest ciągła. w napoinach umacnianych tic widoczna jest dezintegracja dużych cząstek węglika spowodowana penetracją ciekłej osnowy po granicach ziaren (rys. 4a). obserwowano także dezintegrację warstwy powierzchniowej dużych cząstek tic, wskutek której powstaje znaczna ilość drobnej frakcji węglika. nie ujawniono natomiast warstwy przejściowej na granicy międzyfazowej tic–osnowa. inny charakter oddziaływania osnowy z fazą umacniającą obserwowano w napoinach umacnianych cr3c2. na rysunku 4b widoczne są ciemne cząstki węglika na tle jasnej osnowy, a wokół nich sytuują się iglaste wydzielenia ciemniejszej fazy, zorientowane prostopadle do powierzchni macierzystej węglika (rys. 4b). na granicy międzyfazowej węglik-osnowa wyraźnie widać strefę przejściową. równomierne rozmieszczenie cząstek fazy umacniającej w osnowie warunkuje powtarzalne właściwości eksploatacyjne napoin. podjęto próbę ilościowej charakterystyki tego rozmieszczenia, wykorzystując rys. 1. kropla stopu ni na podłożu z węglika po teście rozpływności: a) tic, b) cr3c2 fig. 1. liquid droplet of nickel alloy over carbide substrate after the spreading test: a) tic, b) cr3c2 tablica ii. pole powierzchni zajęte przez krople stopu ni na podłożach węglikowych table ii. surface area of carbide substrate wetted by nickel alloy droplet rodzaj podłoża tic cr3c2 pole powierzchni, mm2 48,9 249,5 temperatura zakończenia procesu, ºc 1350 1310 rys. 2. granica międzyfazowa podłoże – powłoka: a) widoczne przyklejenia powłoki umacnianej tic (i = 80 a), b) ciągła linia wtopienia powłoki umacnianej cr3c2 (i = 60 a) fig. 2. substrate – overlay interface: a) incomplete wetting in the sample with tic strengthening (i = 80 a); b) continuous fusion line in case of cr3c2 strengthening (i = 60 a) rys. 3. morfologia fazy umacniającej osnowę napoin z: a) tic, b) cr3c2 fig. 3. strengthening phase particles’ shapes and distributions: a) tic, b) cr3c2 rys. 4. mikrostruktura kompozytowej powłoki o osnowie stopu ni umacnianej węglikami: a) tic, b) cr3c2 fig. 4. microstrucure of composite nickel alloy overlays strengthened by: a) tic, b) cr3c2 a) b) a) b) a) b) a) b) 35przegląd spawalnictwa 9/2011 różnicę intensywności kolorów ziaren węglików i osnowy napoin. do tego celu zaadaptowano komputerowy program do analizy obrazów metalograficznych multiscanbase. badane obrazy mikroskopowe dzielono na równe obszary i dla każdego z nich wykonano histogram lokalny stopnia szarości oraz określano średnią jasność całego obrazu. wobec znacznego kontrastu pomiędzy osnową i ziarnami węglików, rozkład jasności i średnia jasność obrazu mogą być miarą rozmieszczenia węglików w osnowie. w histogramie rzędna y pokazuje, ile jest obszarów o jasności wizualizowanej w postaci paska pod osią x. na rysunkach 5 i 6 przedstawiono przykładowe wyniki obliczeń dla napoin umacnianych odpowiednio tic i cr3c2. otrzymane wyniki wskazują, iż rozmieszczenie cząstek fazy umacniającej w osnowie różni się znacznie w poszczególnych próbkach. rys. 6. rozmieszczenie cr3c2 w osnowie napoiny otrzymanej przy natężeniu prądu łuku plazmowego 90 a: a) histogramy rozkładu jasności punktów w zaznaczonych obszarach, b) zmiana średniej jasności w funkcji odległości od linii wtopienia fig. 6. cr3c2 particles distribution in the overlay deposited by 90 a plasma arc current: a) brightness bar charts in the marked areas; b) average brightness of areas as function of the distance from the fusion line rys. 5. rozmieszczenie tic w osnowie napoiny otrzymanej przy natężeniu prądu łuku plazmowego 90 a: a) histogramy rozkładu jasności punktów w zaznaczonych obszarach, b) średnia jasność obszarów funkcji odległości od linii wtopienia fig. 5. tic particles distribution in the matrix in the overlay deposited by 90 a plasma arc current: a) bar charts of brightness in the marked areas; b) average brightness of areas as function of the distance from the fusion line w powłokach umacnianych tic cząstki fazy umacniającej lokują się głównie w obszarze bliskim licu napoiny, natomiast przy linii wtopienia jest ich znacznie mniej. wobec tego na histogramach lokalnych widoczna jest rosnąca ilość obszarów o ciemniejszej barwie od linii wtopienia w kierunku lica powłoki (rys. 5a), a średnia jasność badanych obszarów obrazu zmniejsza się w kierunku lica (rys. 5b). w napoinach kompozytowych z cr3c2 cząstki fazy umacniającej są jaśniejsze od osnowy, co oznacza że im większa jest ilość jasnych obszarów na histogramach lokalnych, tym udział węglików jest większy. w powłokach tych duże cząstki lokują się przy linii wtopienia, natomiast mniejsze występują przy licu warstwy, przy czym ich udział wzrasta (rys. 6a). w części środkowej napoiny dominują małe, jasne cząstki w kształcie igieł na tle ciemnej osnowy, toteż średnia jasność z tego obszaru jest najmniejsza (rys. 6b). ś re dn ia ja sn oś ć ob ra zu a) a) b) b) 36 przegląd spawalnictwa 9/2011 obliczenia udziału objętościowego cząstek fazy umacniającej w powłokach kompozytowych wykonano, stosując również program multiscanbase. korzystając z zasady cavalieriego – hacquerta, analizę prowadzono na przekrojach poprzecznych. do badań przygotowano zdjęcia mikrostruktur w formie binarnej, a obliczenia wykonano z całego pola powierzchni przekroju napoin. otrzymane wyniki udziału fazy umacniającej w funkcji natężenia prądu napawania przedstawiono na rysunku 7. na podstawie uzyskanych wyników można ogólnie stwierdzić, iż udział objętościowy tic zwiększa się wraz ze wzrostem natężenia prądu, natomiast cr3c2 maleje. dyskusja wyników badań na podstawie przeprowadzonych badań można stwierdzić, że różny charakter i intensywność oddziaływania tic i cr3c2 z osnową stopu ni podczas procesu napawania plazmowego wpływa istotnie na formowanie się powłok kompozytowych, a następnie na rozmieszczenie i udział fazy umacniającej w osnowie. istotną rolę odgrywają procesy oddziaływania międzyfazowego pomiędzy cieczą i fazą umacniającą, co dokumentują badania modelowe oraz aplikacyjne realnych napoin. badania modelowe wykazały, że rozpływność stopu na bazie ni na podłożach cr3c2 jest znacznie większa niż na tic. świadczy to także o lepszej zwilżalności cr3c2 stopem ni. ponieważ lepsza zwilżalność wynika z większego udziału wiązań metalicznych w węgliku, stąd wniosek, że udział wiązań metalicznych w węglikach metali przejściowych zwiększa się w grupach od ivb do vib. badania aplikacyjne potwierdzają odmienny charakter oddziaływania ciekłego stopu ni z węglikami tytanu i chromu. z badań tych wynika, że warunkiem otrzymywania poprawnych napoin z udziałem tic jest stosowanie odpowiednio wysokiego natężenia prądu napawania (≥ 90 a), natomiast powłoki z cr3c2 formowały się poprawnie w całym zakresie stosowanych parametrów. słabsza zwilżalność cząstek tic ciekłą osnową negatywnie wpływa na proces formowania się powłok i jest przyczyną powstawania niezgodności spawalniczych (rys. 2a). wzrost natężenia prądu podnosi temperaturę ciekłego jeziorka oraz wydłuża czas kontaktu z ciekłą osnową, a to sprzyja lepszemu zwilżaniu cząstek fazy umacniającej. toteż poprawne powłoki uzyskuje się, stosując większą energię liniową procesu. analiza granicy międzyfazowej węglik-osnowa wykazała, iż w tic zachodziła penetracja ciekłej osnowy po granicach ziarn i wskutek tego dezintegracja dużych aglomeratów węglika na mniejsze cząstki (rys. 4a). granica międzyfazowa węglik-osnowa jest ciągła bez wyraźnych stref przejściowych. w napoinach kompozytowych umacnianych cr3c2 cząstki fazy umacniającej ulegały całkowitemu bądź częściowemu rozpuszczaniu i ponownie krystalizowały z przesyconego roztworu (rys. 4b). wzdłuż ciągłej granicy międzyfazowej węglik-osnowa widoczna jest strefa przejściowa. charakter oraz intensywność oddziaływania węglików z ciekłą osnową jest podstawowym czynnikiem wpływającym na ich rozmieszczenie w napoinach kompozytowych. gdy cząstki węglików są gorzej zwilżane, istnieje tendencja do wypierania ich z ciekłego jeziorka, gdy zwilżalność jest dobra wówczas są utrzymywane w cieczy. wyniki badań wykazują, że rozmieszczenie węglików tytanu i chromu w osnowie napoin istotnie się różni. cząstki tic mają tendencję do lokowania się przy licu powłoki a w napoinach z cr3c2 duże cząstki lokują się przy linii wtopienia i strefie środkowej. wyniki obliczeń udziału objętościowego tic i cr3c2 w osnowie powłok kompozytowych wykazują wyraźne różnice. wraz ze wzrostem natężenia prądu udział tic w osnowie napoin zwiększa się, mimo większego rozcieńczenia powłoki materiałem podłoża i zwiększenia objętości ciekłego jeziorka, podczas gdy w warstwach z cr3c2 zależność ta jest odwrotna. można to wyjaśnić słabszym oddziaływaniem tic z ciekłym stopem ni (gorszą zwilżalnością), co początkowo utrudnia wprowadzenie go do ciekłej osnowy. wzrost natężenia prądu poprzez aktywację cieplną procesu zwilżania powoduje zatrzymywanie coraz większej ilości cząstek tic w ciekłej osnowie, kompensując nawet wzrost jej objętości. należy też pamiętać, iż węglik tytanu ma wyższą temperaturę topnienia i jest stabilniejszy termodynamicznie, a więc trwalszy w strumieniu plazmy, niż węglik chromu. w powłokach kompozytowych z węglikiem chromu wzrost natężenia prądu skutkuje większym rozcieńczeniem napoiny materiałem podłoża oraz intensyfikuje proces rozpuszczania cząstek węglika, toteż całkowity udział cr3c2 zmniejsza się. rys. 7. udział objętościowy tic i cr3c2 w osnowie powłok kompozytowych w funkcji prądu napawania fig. 7. tic and cr3c2 volume content in the matrix of composite overlays versus plasma arc current u dz ia ł w ęg lik ów w o sn ow ie , % natęzenie prądu, a 37przegląd spawalnictwa 9/2011 wnioski węgliki tytanu i chromu wykazują oddziaływanie z cieczą metaliczną na bazie ni, przy czym intensywniejsze oddziaływanie, którego miarą może być rozpływność, występuje w układzie cr3c2 – stop ni. metoda napawania plazmowego pozwala na otrzymywanie powłok kompozytowych o osnowie ni umacnianych węglikami ti i cr z mieszaniny proszków na podłożu ze stali s355j0. podczas napawania cząstki węglika tytanu ulegają dezintegracji w wyniku penetracji cieczy po granicach ziarn, przez co powstaje znaczna ilość drobnej frakcji. natomiast w powłokach z udziałem węglika chromu cząstki fazy umacniającej mają tendencję do rozpuszczania się w ciekłej osnowie. podczas chłodzenia krystalizują nowe fazy z przesyconego roztworu. literatura [1] liu y. f., xia z. y., han j. m., zhang g. l., yang s. z.: microstructure and wear behavior of (cr,fe)7c3 reinforced composite coating produced by plasma transferred arc weld-surfacing process, surface & coatings technology, 2006, no. 201, 863-867. [2] ozel s., kurt b., somunkiran i., orhan n.: microstructural characteristic of niti coating on stainless steel by plasma transferred arc process, surface & coatings technology, 2008, no. 202, 3633-3637. [3] klimpel a.: technologie napawania i natryskiwania cieplnego, wyd. p. śl., gliwice 1999. [4] huang z., hou q., wang p.: microstructure and properties of cr3c2 – modified nickel – based alloy coating deposited by plasma transferred arc process, surface & coatings technology, 2008, no. 202, 2993-2999. [5] deuis r.l., yellup j.m., subramanian c.: metal-matrix composite coatings by pta surfacing. composite science & technology, 58, 1998, 299-309. [6] liu y. f., han j. m., li r. h., li w. j., xu x. y., wang j. h., yang s. z.: microstructure and dry-sliding wear resistance of pta cald (cr, fe)7c3/γ – fe ceramal composite coating, applied surface science, 2006, no. 252, 7539-7544. [7] liu y. f., mu j. s., xu x. y., yang s. z.: microstructure and dry-sliding wear properties of tic-reinforced composite coating prepared by plasma-transferred arc weld-surfacing process, materials science and engineering a, 2007, no 458, 366-370. na granicy międzyfazowej tic–osnowa ni nie tworzą się warstwy przejściowe, w odróżnieniu od jej granic z cr3c2. w napoinach kompozytowych cząstki tic mają tendencję do sytuowania się przy licu powłoki, natomiast rozmieszczenie cr3c2 jest zbliżone do równomiernego. ze wzrostem natężenia prądu napawania udział objętościowy tic w osnowie wzrasta pomimo większego nadtapiania materiału podłoża, w wyniku intensyfikacji oddziaływania z cieczą poprzez aktywację termiczną. natomiast w powłokach z cr3c2 udział cząstek fazy umacniającej zmniejsza się w miarę wzrostu energii liniowej, wskutek procesu ich rozpuszczania. [8] aoh j. n., jeng y. r., chu e. l., wu l. t.: on the wear behavior of surface clad layers under high temperature, wear, 1999, no 225 – 229, 1114-1122. [9] kim h. j., yoon b. h., lee ch. h.: sliding wear performance in molten zn–al bath of cobalt-based overlayers produced by plasma-transferred arc weld-surfacing, wear, 2003, no. 254, 408-414. [10] deuis r.l., subramanian c., yellup j. m.: abrasive wear of composite coatings in a saline sand slurry environment, wear, 1997, no. 203-204, 119-128. [11] hou q. y., he y. z., zhang q. a., gao j. s.: influence of molybdenum on the microstructure and wear resistance of nikckel – based alloy coating obtained by plasma transferred arc process, materials and design, 2007, no. 28, 1982-1987. [12] gurumoorthy k., kamaraj m., prasad rao k., sambasiva rao a., venugopal s.: microstructural aspects of plasma transferred arc surfaced ni-based hardfacing alloy, materials science and engineering a, 2007, no. 456, 11-19. [13] wu j. b. c., redman j. e.: hardfacing with cobalt and nickel alloys, welding journal, 1994, september, 63-68. [14] toth l. e.: transition metal carbides and nitrides, academic press, new york and london, 1971. [15] wendler b.g.: wykorzystanie reakcyjnej odrdzeniowej dyfuzji węgla w procesach uszlachetniania powierzchni. zesz. nauk. pł nr 873, łódź, 2001. [16] oyama s. t.: the chemistry of transition metal carbides and nitrides, balckie academic & professional, chapman & hall, london, 1996. 201502_psaw.pdf 30 przegląd spawalnictwa vol. 87 2/2015 charakterystyka złączy stopów aluminium serii 5xxx i 7xxx wykonanych metodą zgrzewania tarciowego z mieszaniem materiału characterization of friction stir welded 5xxx and 7xxx aluminum alloys izabela kalemba damian miara mateusz kopyściański krzysztof krasnowski dr inż. izabela kalemba, dr inż. mateusz kopyściański – akademia górniczo-hutnicza, kraków, mgr inż. damian miara, dr inż. krzysztof krasnowski – instytut spawalnictwa, gliwice. autor korespondencyjny/corresponding author: kalemba@agh.edu.pl streszczenie w artykule przedstawiono charakterystykę mikrostrukturalną oraz mechaniczną doczołowych złączy stopów aluminium 5083-h111 i 7075-t651 wykonanych metodą zgrzewania tarciowego z mieszaniem materiału (fsw). stop 5083 to spawalny stop al-mg, natomiast stop 7075 należy do stopów al-zn-mg-cu, które są uznawane za niespawalne przy użyciu tradycyjnych technik spawania. metoda fsw przy zastosowaniu odpowiednich parametrów procesu pozwoliła na uzyskanie trwałego złącza bez defektów spawalniczych pomiędzy tymi stopami, charakteryzującego się bardzo dobrymi właściwościami wytrzymałościowymi. wytrzymałość na rozciąganie złączy jest niższa niż stopu 7075, ale wyższa od wytrzymałości stopu 5083. badania przeprowadzone dla dwóch konfiguracji złącza (umiejscowienie stopu 7075 po stronie natarcia i stopu 5083 po stronie spływu oraz odwrotna konfiguracja) wykazały, że konfiguracja złącza ma istotny wpływ na wymieszanie materiałów w strefie mieszania, ale nie zaobserwowano istotnego wpływu na właściwości wytrzymałościowe złącza. w przypadku konfiguracji 5083–7075 i zastosowanego narzędzia z trzpieniem typu triflute występuje lepsze wymieszanie materiałów. słowa kluczowe: zgrzewanie tarciowe z przemieszaniem, stopy aluminium abstract the microstructure and mechanical properties of dissimilar friction stir welded 5083-h111 and 7075t651 aluminum alloys were studied. the 5083 alloy is weldable al-mg alloy and 7075 alloy belongs to alzn-mg-cu alloys, which are classified as unweldable by using conventional welding methods. the application appropriate parameters of friction stir welding process enables obtaining of sound weld between these alloys with good mechanical properties. the joint shows lower tensile strength compared to the 7075 alloy, but higher than 5083 alloy. the investigation performing for two weld configuration (7075 alloy on the advancing side and 5083 alloy on the retreating side as well as reverse configuration) reveals that configuration influences on a mixing of materials in stirred zone, but effect on properties is not observed. the weld configuration 5083– 7075 was characterized by more complex microstructure in the stirred zone. keywords: friction stir welding, aluminium alloys 31przegląd spawalnictwa vol. 87  2/2015 wstęp wielomateriałowe konstrukcje stanowią wyzwanie dla metod spajania, gdyż istotnym aspektem inżynierskim jest możliwość uzyskania trwałego połączenia pomiędzy elementami konstrukcji. największe trudności pojawiają się, jeśli wymagane jest połączenie dwóch materiałów charakteryzujących się różną mikrostrukturą i właściwościami. powszechnie w przypadku łączenia materiałów metalicznych stosuje się spawanie, zgrzewanie oraz lutowanie. jednakże spawanie (zarówno łukowe, jak i wiązką laserową czy elektronową), ze względu na występującą strefę stopienia łączonych materiałów, ma bardzo ograniczone zastosowanie uniemożliwiając uzyskanie trwałego złącza o wymaganych właściwościach w przypadku łączenia materiałów trudno lub w ogóle niespawalnych. na spajanie materiałów bez przetopienia pozwalają metody zgrzewania i lutowania, gdzie do łączenia wykorzystywane są różne zjawiska fizyczne, tj. tarcie, dyfuzja, odkształcenie plastyczne. rozwój tych metod daje możliwość wytwarzania złączy różnoimiennych materiałów, szczególnie tych niespawalnych [1]. jedną z najatrakcyjniejszych w ostatnich latach metod łączenia w stanie stałym jest metoda fsw (friction stir welding) zgrzewania tarciowego z mieszaniem materiału. w porównaniu z klasycznymi metodami spajania, fsw jest techniką ekologiczną, tzn. nie powoduje emisji gazów spawalniczych, hałasu, czy też powstawania żużla i pól magnetycznych. początkowo proces fsw był opracowany dla łączenia stopów aluminium, szczególnie tych niemożliwych do połączenia metodami konwencjonalnymi. obecnie za pomocą fsw można otrzymać odpowiedniej jakości złącza także innych materiałów np. miedzi, magnezu, tytanu, cynku, stali i stopów niklu. metoda fsw świetnie sprawdza się do połączeń materiałów jednoimiennych, to jest materiałów o jednakowych właściwościach mechanicznych, ale także umożliwia spajanie materiałów różnorodnych, np. różnych kombinacji stopów aluminium, stopy magnezu-tytan, aluminium -miedź, stopy aluminium-stal [2÷4]. jednakże proces zgrzewania fsw materiałów o różnych właściwościach, nazywanych w skrócie różnoimiennymi, różni się od łączenia materiałów o jednakowych właściwościach. w przypadku złączy różnoimiennych możliwość uzyskania złącza i mechanizm jego tworzenia jest uzależniony od różnej podatności na odkształcenie plastyczne łączonych materiałów, ich różnych właściwości fizycznych (tj. temperatura topnienia, przewodnictwo cieplne) oraz konfiguracji złącza, czyli umiejscowienia danego stopu po stronie natarcia lub po stronie spływu. te czynniki powodują asymetrię w generowaniu ciepła oraz przepływie materiału podczas procesu. pomimo prowadzenia intensywnych badań w wielu światowych ośrodkach naukowych proces fsw, w szczególności w odniesieniu do łączenia różnych materiałów, nie jest do końca poznany [3,5,6]. w pracy przedstawiono charakterystykę połączeń pomiędzy dwoma różnymi gatunkami stopów aluminium (stopu umacnianego przez odkształcenie z serii 5xxx i niespawalnego stopu umacnianego wydzieleniowo z serii 7xxx) wykonanych metodą zgrzewania tarciowego z mieszaniem materiału. przedmiot badań przedmiotem badań były złącza stopów aluminium: umacnianego odkształceniowo stopu al-mg: 5083h111 oraz umacnianego wydzieleniowo stopu al-znmg-cu: 7075-t651. skład chemiczny stopów podano w tablicy i. blachy o grubości 6 mm zostały połączone doczołowo metodą zgrzewania tarciowego z mieszaniem materiału. proces zgrzewania wykonano w instytucie spawalnictwa w gliwicach. stanowisko do zgrzewania pokazano na rysunku 1a. zastosowane narzędzie składało się ze spiralnego kołnierza i trzpienia typu triflute (rys.1b). stop mg zn cu mn si fe cr ti al 5083 4,32 0,04 0,05 0,56 0,16 0,36 0,06 0,05 reszta h111 – wyżarzony i nieznacznie umocniony przez walcowanie h111 – anneald and slightly hardened by rolling 7075 2,56 6,18 1,86 0,02 0,13 0,15 0,21 0,04 reszta t651 – obrobiony cieplnie w kąpieli, odprężone przez wyprężanie i następnie sztucznie starzony t651 – wet heat treated, stress relieved and artificial aged tablica i. skład chemiczny łączonych stopów, % wag. table i. chemical composition of joined alloys, % wt rys. 1. a) schemat procesu zgrzewania; b) narzędzie fsw z trzpieniem typu triflute fig. 1. a) a scheme of friction stir welding process; b) tool with fixed triflute pin 32 przegląd spawalnictwa vol. 87 2/2015 zgrzewanie wykonano przy stałej prędkości zgrzewania 140 mm/min i różnych prędkościach obrotowych: 280 obr/min, 355 obr/min, 450 obr/min oraz 560 obr/min. proces zgrzewania przeprowadzono w dwóch konfiguracjach: w pierwszej stop 7075 znajdował się po stronie natarcia, a stop 5083 po stronie spływu (7075–5083), natomiast w drugiej blachy ułożono odwrotnie: stop 5083 po stronie natarcia – stop 7075 po stronie spływu (5083–7075). podczas procesu zgrzewania za pomocą głowicy pomiarowej lowstir przeprowadzono badania siły i momentu siły, na podstawie których wyznaczono moc cieplną i całkowitą energię wprowadzaną do złącza. otrzymane złącza poddano ocenie pod względem mikrostrukturalnym i właściwości mechanicznych (pomiar twardości i próba rozciągania). do obserwacji mikrostruktury wykorzystano mikroskop świetlny axio imager firmy zeiss. próbki metalograficzne przygotowano z przekroju prostopadłego do kierunku zgrzewania złączy. po szlifowaniu i polerowaniu próbki poddano anodyzowaniu w elektrolicie zawierającym 1,8 ml hbf4 i 100 ml wody. obserwacje prowadzono w świetle spolaryzowanym. pomiary twardości wykonano na twardościomierzu tukon 2500 metodą vickersa na przekroju prostopadłym do kierunku zgrzewania złączy wzdłuż linii leżącej w połowie grubości złącza. odległość pomiędzy punktami pomiarowymi wynosiła 1 mm. zastosowano obciążenie wgłębnika siłą 9,81 n przez 10 sekund. przy użyciu maszyny wytrzymałościowej mts 810 przeprowadzono próbę rozciągania próbek z materiału rodzimego oraz próbek po zgrzewaniu. próbki z materiału zgrzewanego wycięto w taki sposób, że oś rozciągania była prostopadła do zgrzeiny, a zgrzeina znajdowała się w środku długości pomiarowej próbki. ncq = mt • 2π • ω gdzie: ncq – moc cieplna, w mt – moment obrotowy, nm ω – prędkość obrotowa narzędzia, obr/s wyniki obliczeń mocy cieplnej, generowanej w danej chwili, dla wykonanych konfiguracji złączy 7075 –5083 i 5083–7075 przedstawiono w tablicy ii. następnie dokonano obliczenia całkowitej ilości energii, wprowadzonej na całej długości złącza w stanie ustabilizowanym, ze wzoru (2): e = ncq • t gdzie: e – całkowita ilość energii wprowadzona do złącza, kj ncq – moment obrotowy, nm ω – prędkość obrotowa narzędzia, obr/s wyniki badań energia w czasie trwania procesu zgrzewania, ciepło jest generowane z dwóch źródeł: w wyniku tarcia powierzchni narzędzia o zgrzewane materiały oraz w wyniku deformacji materiału w mikroobszarze wokół narzędzia [6]. obliczenia mocy cieplnej w danej chwili tarcia wykonano przy założeniu, że zjawiska zachodzące podczas procesu fsw są takie same jak w procesie zgrzewania tarciowego (zjawiska zachodzące pomiędzy narzędziem a powierzchnią zgrzewanych materiałów). na tej podstawie moc cieplną na powierzchni styku narzędzie – moc cieplną obliczono z następującej zależności (1): 1) 2) prędkość obrotowa narzędzia, ω konfiguracja 7075–5083 konfiguracja 5083–7075 obr./min obr./s moment obrotowy mt, nm moc cieplna, ncq, w moment obrotowy mt, nm moc cieplna, w 280 4,7 72,2 2116,5 82,3 2410,8 355 5,9 57,2 2125,4 64,0 2381,0 450 7,5 44,8 2110,1 44,9 2116,4 560 9,3 35,7 2090,9 34,3 2008,9 tablica ii. moc cieplna w złączach dla konfiguracji 7075–5083 i 5083–7075 table ii. thermal power in welds for 7075–5083 and 5083–7075 configurations prędkość obrotowa narzędzia ω, obr./min długość zgrzeiny w stanie ustabilizowanym s, m prędkość zgrzewania vz, m/min czas zgrzewania w stanie ustabilizowanym t, min moc cieplna, w całkowita ilość energii e, kj 280 0,1 0,14 0,71 2116,5 90,71 355 0,1 0,14 0,71 2125,4 91,09 450 0,1 0,14 0,71 2110,1 90,43 560 0,1 0,14 0,71 1090,9 89,61 tablica iii. całkowita ilość energii wprowadzonej do złącza na ustabilizowanym odcinku, konfiguracja 7075–5083 table iii. the total amount of energy input to weld in the stabilized section, 7075–5083 configuration wyniki tych obliczeń przedstawiono w tablicy iii dla złączy 7075–5083 i tablicy iv dla złączy 5083–7075. 33przegląd spawalnictwa vol. 87  2/2015 tablica iv. całkowita ilość energii wprowadzonej do złącza na ustabilizowanym odcinku, konfiguracja 5083–7075 table iv. the total amount of energy input to weld in the stabilized section, 5083–7075 configuration prędkość obrotowa narzędzia ω obr./min długość zgrzeiny w stanie ustabilizowanym s, m prędkość zgrzewania vz, m/min czas zgrzewania w stanie ustabilizowanym t, min moc cieplna w całkowita ilość energii e kj 280 0,1 0,14 0,71 2410,8 103,32 355 0,1 0,14 0,71 2381,0 101,91 450 0,1 0,14 0,71 2116,4 90,70 560 0,1 0,14 0,71 2008,9 86,10 powyższe zależności przedstawiono w formie wykresów na rysunku 2. rys. 2. a) wpływ prędkości obrotowej narzędzia na ilość energii wprowadzanej do złącza i moc cieplną a) konfiguracja 7075–5083, b) konfiguracja 5083–7075 fig. 2. i influence of tool rotation speed on the amount of energy input to weld and thermal power input in the case of a) 7075–5083 configuration, b) 5083–7075 configuration a) b) szczegółowa analiza wyników pozwala określić, że wraz ze zwiększaniem prędkości obrotowej narzędzia, nieznacznie spada ilość energii wprowadzanej do złącza, przy czym spadek ten jest bardziej widoczny przy usytuowaniu stopu 5083 po stronie natarcia (rys. 2b). podobnie jest przy określaniu mocy cieplnej procesu. mimo znacznie niższych wartości momentu obrotowego, wraz ze zwiększaniem prędkości obrotowej narzędzia, obniżenie mocy cieplnej nie jest tak gwałtowne. makrostruktura na rysunku 3 zestawiono makrostrukturę przekroju poprzecznego złączy wykonanych przy różnej prędkości obrotowej, odpowiednio dla konfiguracji złącza: stop 7075 po stronie natarcia – stop 5083 po stronie spływu oraz stop 5083 po stronie natarcia – stop 7075 po stronie spływu. przy niższych prędkościach obrotowych (280 obr./min i 355 obr./min) otrzymano złącza bez niegodności spawalniczych, lecz wymieszanie materiałów szczególnie w złączach 7075–5083 jest niewielkie. zastosowanie wyższych prędkości (450 obr./ min i 560 obr./min), spowodowało lepsze wymieszanie materiałów w obszarze złącza, ale doprowadziło do pojawienia się wad, głównie porowatości. pory widoczne są w środkowej części złączy, tj. w strefie mieszania. w przypadku złączy 7075–5083 są one rozleglejsze. pomimo podobnego wpływu prędkości obrotowej narzędzia na występowanie defektów i stopień wymieszania materiałów dla obu konfiguracji złącza, obserwacje makrostruktury ujawniają znaczne różnice w mieszaniu materiałów podczas procesu zgrzewania w zależności od konfiguracji złącza. w przypadku konfiguracji 7075–5083 obserwowane jest mniejsze wymieszanie materiału niż dla złączy w konfiguracji 5083–7075. w konfiguracji złącza 5083–7075 dla prędkości 280 obr./min i 355 obr./min widoczne jest tzw. „jądro zgrzeiny”, umiejscowione w dolnej części zgrzeiny, które zanika wraz ze wzrostem prędkości obrotowej narzędzia. w złączach, za wyjątkiem złączy 7075–5083 wykonanych przy prędkościach 280 obr./ min i 355 obr/min, materiały mieszają się w taki sposób, że tworzą po stronie natarcia strukturę zbliżoną do „pierścieni cebuli”. struktura ta złożona jest z pasm pochodzących od stopu 7075 i stopu 5083 ułożonych naprzemiennie. wraz ze wzrostem prędkości obrotowej narzędzia, ta struktura staje się wyraźniejsza. prędkość obrotowa ma głównie wpływ na ciepło wytwarzane podczas tworzenia złącza. dodatkowy wpływ wywiera adhezja oraz odkształcanie materiału wokół narzędzia. na podstawie obserwacji makrostruktury złącza można stwierdzić, że zastosowanie prędkości obrotowych 280 obr./min i 355 obr./min pozwala na wytworzenie wystarczającej ilości ciepła do wymieszania materiałów, czyli do utworzenia złącza. przy prędkościach 450 obr./min i 560 obr./min ilość wytworzonego ciepła maleje, co skutkuje gorszym wymieszaniem materiałów, czego wynikiem jest obecność defektów w złączu. 34 przegląd spawalnictwa vol. 87 2/2015 mikrostruktura wszystkie otrzymane złącza charakteryzują się asymetrycznością względem środka złącza, ale w każdym z nich można wyróżnić charakterystyczne dla procesu fsw strefy mikrostrukturalne. na rysunku 4 pokazano mikrostrukturę złącza 5083–7075 z wyróżnionymi strefami: strefą mieszania (sm) znajdującą się w środkowej części złącza, przylegającą do niej po obu stronach złącza strefę cieplno-plastyczną (scp) oraz strefę wpływu ciepła (swc). podobnie jak w przypadku złączy tych samych stopów, poszczególne strefy różnią się wielkością ziaren. w strefie mieszania struktura jest drobnoziarnista, w strefie cieplno-plastycznej ziarna są większe i wydłużone, natomiast strefa wpływu ciepła charakteryzuje się dużym ziarnem. obszar strefy cieplno-plastycznej jest zdecydowanie szerszy po stronie umiejscowienia stopu 7075 niż stopu 5083, co potwierdza asymetryczność złączy. rys. 3. makrostruktura przekroju poprzecznego złączy w zależności od prędkości obrotowej narzędzia dla dwóch konfiguracjach: 7075 –5083 i 5083–7075 fig. 3. macrostructure of welds’ cross-section depending on the tool rotation speed observed for 7075–5083 and 5083–7075 configurations. left side of every image refers to advancing side, right side of image – to retreating side. mikrostruktura strony natarcia i strony spływu różnią się od siebie (rys. 5 i 6). bez względu na konfigurację złącza granica pomiędzy strefą mieszania a strefą cieplno-plastyczną po stronie natarcia jest wyraźna (rys. 5a i 6a). jednoznacznie oddzielony jest obszar o drobnym ziarnie (sm) od obszaru o wydłużonym większym ziarnie (scp). natomiast po stronie spływu granicę tę trudno dokładnie wskazać (rys. 5b i 6b). po stronie spływu obserwowane jest stopniowe przejście od mikrostruktury strefy mieszania (drobne ziarna) do mikrostruktury strefy cieplno-plastycznej (większe odkształcone ziarna). strona natarcia (stop 5083) strona spływu (stop 7075) rys. 4. mikrostruktura przekroju poprzecznego złącza 5083–7075 (450 obr/min) fig. 4. microstructure of cross-section of 5083–7075 weld (450 rpm) a) b) a) b) rys. 5. mikrostruktura złącza 5083–7075: a) strona natarcia, b) strona spływu; 450 obr/min fig. 5. microstructure of 5083–7075 weld: a) at advancing side, b) at retreating side; 450 rpm rys. 6. mikrostruktura złącza 7075–5083: a) strona natarcia, b) strona spływu; 450 obr/min fig. 6. microstructure of 7075–5083 weld: a) at advancing side, b) at retreating side; 450 rpm 35przegląd spawalnictwa vol. 87  2/2015 w przypadku obu konfiguracji złączy, centralna część złącza charakteryzuje się dużymi fluktuacjami twardości (od punktów o najniższej twardości 80 hv do punktów o najwyższej twardości ok. 158 hv). ta część profilu odzwierciedla obszar strefy mieszania, który ma bardzo złożoną strukturę. w zależności od prędkości obrotowej narzędzia, profil twardości nieco się różni. dla prędkości 560 obr/min w przypadku obu konfiguracji twardość nieznacznie zmniejsza się. widoczny nagły spadek twardości w odległości ok. 3 mm od środka złącza w przypadku złącza 7075–5083 dla prędkości 560 obr/min może być spowodowany obecnością porowatości w tym miejscu. centralna część złącza tzw. strefa mieszania w przypadku badanych złączy różnoimiennych ma złożoną mikrostrukturę, charakteryzującą się pasmami pochodzącymi od łączonych stopów (rys. 7). w zależności od prędkości obrotowej w strefie mieszania obserwowane jest mniejsze (rys. 7a i c) lub większe (rys. 7b i d) wymieszanie stopów, o którym świadczy różna ilość pasm pochodzących od danego stopu. pasma różnią się między sobą także wielkością ziarna. rys. 7. mikrostruktura strefy mieszania złączy: a) 7075–5083, 280 obr/min; b) 7075–5083, 450 obr/min; c) 5083–7075, 280 obr/min; d) 5083–7075, 450 obr/min fig. 7. microstructure of stirred zone of welds: a) 7075–5083, 280 rpm; b) 7075–5083, 450 rpm; c) 5083–7075, 280 rpm; d) 5083–7075, 450 rpm a) b) c) d) twardość na rysunku 8 przedstawiono profile twardości wybranych złączy w dwóch konfiguracjach. profile twardości ze względu na połączenie dwóch stopów o różnych właściwościach (twardość stopu 5083 wynosi ok. 80 hv, a stopu 7075 – ok. 158 hv) wykazują asymetrię względem środka złącza. zmiany twardości od środka złącza w kierunku stopu 7075 (bez względu na konfigurację złącza) występują na szerszym obszarze niż w stronę stopu 5083. w złączach 7075–5083 obszar złącza sięga do 18 mm od środka złącza po stronie natarcia i 3 mm po stronie spływu. natomiast złącza 5083–7075 obszar złącza od środka złącza po stronie natarcia ma szerokość 8 mm, a po stronie spływu 18 mm. stąd wynika, że bez względu na umiejscowienie stopu 7075 obszar złącza od jego strony jest stały i wynosi 18 mm. natomiast umiejscowienie stopu 5083 ma duży wpływ na zakres złącza. jeśli znajduje się po stronie spływu obszar podlegający działaniu ciepła i odkształcenia podczas procesu zgrzewania jest bardzo wąski. zmiana umiejscowienia stopu na stronę natarcia powoduje rozszerzenie tego obszaru. ze względu na różne zachowanie stopów pod wpływem odkształcenia i temperatury obserwujemy różnice w profilu twardości po stronie natarcia i po stronie spływu. analizując profil twardości od strony stopu 7075 do środka złącza zachowany jest typowy kształt profilu twardości dla jednoimiennych złączy fsw stopów aluminium serii 7xxx-t6 (rys. 9a), charakteryzujący się minimum rys. 8. profile twardości złączy a) w konfiguracji 7075–5083; b) w konfiguracji 5083–7075 z zaznaczonymi strefami mikrostrukturalnymi fig. 8. course of weld hardness profile in the case of a) 7075–5083 configuration; b) 5083–7075 configuration with marked microstructural zones twardości na granicy strefy cieplno-plastycznej i strefy wpływu ciepła. w drugiej części profilu twardości badanych złączy brak jest spadku twardości (typowego dla złączy jednoimiennych stopów serii 5xxx-hxxx (rys.9b). na granicy swc i scp następuje nagły wzrost twardości. a) b) rys. 9. schemat profilu twardości dla złączy fsw stopów aluminium a) 7xxx po obróbce cieplnej (t6xx, t7xx); b) 5xxx umocnionych przez odkształcenie (hxxx) [2] fig. 9. hardness profile shape of the fsw aluminium alloys of a) 7xxx series after heat treatment (t6xx, t7xx); b) cold workhardened 5xxx series (hxxx treatment) [2] 36 przegląd spawalnictwa vol. 87 2/2015 właściwości wytrzymałościowe wyniki próby rozciągania zaprezentowano w formie wykresu obrazującego wytrzymałość na rozciąganie zarówno materiałów wyjściowych, jak i złączy w obu konfiguracjach (rys. 10). wytrzymałość na rozciąganie stopu 7075 wynosi 604 mpa, a stopu 5083–346 mpa. złącza tych dwóch stopów nieposiadające defektów wykazały wyższą wytrzymałość na rozciąganie niż stop 5083, najwięcej o 25 mpa w przypadku złącza 5083-7075 wykonanego z prędkością obrotową narzędzia 280 obr/min. dla obu konfiguracji złącza wykonane przy prędkości 560 obr/min charakteryzowały się najniższą wytrzymałością na rozciąganie, co spowodowane jest obecnością porów. nie zaobserwowano istotnego wpływu konfiguracji złącza na wytrzymałość na rozciąganie próbek ze złączem. zerwanie próbek wytrzymałościowych następuje w najsłabszym miejscu, czyli po stronie, gdzie znajdował się stop 5083 lub w przypadku próbek z porowatością w miejscu defektu. prędkość obrotowa, a tym samym ilość wytworzonego ciepła ma także wpływ na właściwości wytrzymałościowe powstałych złączy. zastosowanie prędkości obrotowych 280 obr/min i 355 obr/min pozwala na osiągnięcie wysokich wartości wytrzymałości na rozciąganie, odporys. 10. wytrzymałość na rozciąganie łączonych stopów oraz złączy w obu konfiguracjach fig. 10. tensile strength of the joined alloys and welds in both configurations literatura [1] ambroziak a.: zgrzewanie tarciowe materiałów o różnych właściwościach, oficyna wydawnicza politechniki wrocławskiej, wrocław 2011 [2] threadgill p.l. i in.: friction stir welding of aluminium alloys; international materials reviews, 54/2009. [3] kumar a., jadoun r.s.: friction stir welding of dissimilar materials/alloys: a review; international journal of mech. eng. & rob. res. special issue, 1/2014, s.106-112. [4] pietras a., adamiec j.: zgrzewanie aluminium z miedzią metodą fsw; biuletyn instytutu spawalnictwa, 49 (5)/2005, s. 133-137. [5] l.e. murr, a review of fsw research on dissimilar metal and alloy systems, journal of materials engineering and performance, 19/2010, s. 1071. [6] shojaeefard m.h. i in.: modelling and pareto optimization of mechanical properties of friction stir welded aa7075/ aa5083 butt joints using neural network and particle swarm algorithm, materials and design, 44/2013 s.190. [7] chao y. tang w.: heat transfer in friction stir welding – experimental and numerical studies, transactions of the asme, 2003, s. 125. wnioski przy odpowiednim doborze parametrów procesu zgrzewania możliwe jest uzyskanie trwałego bezdefektowego złącza pomiędzy stopami 7075-t651 oraz 5083-h111, charakteryzującego się bardzo dobrymi właściwościami wytrzymałościowymi. wytrzymałość na rozciąganie złączy jest niższa niż stopu 7075, ale wyższa od wytrzymałości stopu 5083. im wyższa prędkość obrotowa tym ilość wytworzonego ciepła maleje i w złączu pojawiają się pory dla obu konfiguracji, a co za tym idzie obniża się wytrzymałość na rozciąganie złączy. konfiguracja złącza (umiejscowienie danego stopu po stronie natarcia czy spływu) ma istotny wpływ na wymieszanie materiałów w strefie mieszania, ale nie zaobserwowano istotnego wpływu na właściwości wytrzymałościowe złącza. w przypadku konfiguracji 5083–7075 otrzymano lepsze wymieszanie materiałów przy użyciu narzędzia roboczego z trzpieniem typu triflute. złącza wykazują wyraźną asymetrię w położeniu i rozmiarze charakterystycznych stref mikrostrukturalnych względem środka złącza fsw. mikrostruktura w obszarze strefy mieszania składa się z pasm obu łączonych stopów charakteryzujących się drobnym ziarnem. kształt profilu twardości odzwierciedla poszczególne strefy mikrostrukturalne złącza. fluktuacje twardości w strefie mieszania spowodowane są bardzo złożoną mikrostrukturą w tym obszarze. „projekt został sfinansowany ze środków narodowego centrum nauki przyznanych na podstawie decyzji numer dec-2012/07/d/st8/02737” wiednio 364 mpa i 367 mpa dla konfiguracji 7075–5083 oraz 371 mpa i 365 mpa dla konfiguracji 5083–7075. przy dalszym zwiększaniu prędkości obrotowych do 450 obr/min i 560 obr/min ilość wytworzonego ciepła maleje, co powoduje nieznaczne obniżenie wytrzymałości na rozciąganie złączy. tendencja taka występuje w obu konfiguracjach ułożenia materiałów do zgrzewania. 201406_pspaw.pdf 3przegląd spawalnictwa 6/2014 wpływ drgań ultradźwiękowych na kształt i strukturę napoin ze stopu aluminium wykonanych metodą mig effects of ultrasonic vibrations on mig welded   aluminium alloy padding welds shape and structure arkadiusz krajewski michał hudycz jarosław grześ dr inż. arkadiusz krajewski; mgr inż. michał hudycz, dr inż. jarosław grześ – politechnika warszawska. autor korespondencyjny/corresponding author: akrajews@wip.pw.edu.pl wstęp zastosowanie drgań ultradźwiękowych w celu modyfikacji procesów spajania jest dziedziną stosunkowo nową, która ciągle się rozwija. w ostatnich kilku latach podejmowane były nieliczne próby modyfikacji klasycznych procesów spawania przez zastosowanie drgań ultradźwiękowych [1÷8]. drgania mechaniczne podłużne lub poprzeczne, wprowadzane w strefę spajania, mogą być różnie zorientowane względem płaszczyzny połączenia, ewentualnego ruchu źródła ciepła bądź siły ciężkości [9]. zewnętrzne układy drgające zwykle wytwarzają falę płaską, tzn. o płaskim czole. wtedy łatwo jest wyznaczyć miejsca węzłów i strzałek drgań. drgania wytwarzane w wyniku modulacji spawalniczego łuku elektrycznego bądź wiązki laserowej wywołują falę kulistą, w której „węzły” i „strzałki” są rozłożone na powierzchniach sferycznych o różnych promieniach. takie fale charakteryzują się czołem kulistym i z tego powodu trudno właściwie je wykorzystać w kontrolowany sposób do modyfikacji procesów spajania. dlatego, gdy istotne jest zapewnienie pełnej kontroli wprowadzanych drgań, powinny one mieć płaską postać. wprowadzanie fali płaskiej do konstrukcji spawanej może odbywać się w wielu konfiguracjach kierunków ich wprowadzania, zwrotów przemieszczeń, toru ruchu źródła ciepła, czy skierowania siły grawitacji. w zależności od tego, z którym układem mamy do czynienia, efekty oddziaływania na strukturę i właściwości otrzymywanych złączy lub powłok spawalniczych mogą być różne. między innymi, istotne będzie wzajemne oddziaływanie kierunku wprowadzanych drgań w danym układzie geometryczno-masowym oraz pozycji i kierunku spawania. streszczenie w artykule przedstawiono wyniki badań nad wpływem ultradźwiękowych drgań mechanicznych o dużym natężeniu wprowadzanych poprzecznie do kierunku napawania mig stopu aluminium 2017a na budowę napoin układanych w rowku. słowa kluczowe: drgania ultradźwiękowe, struktura napoin, napawanie mig abstract the study is concerned with the effect of high-intensity ultrasonic vibrations propagated crosswise to overlaying welding direction on the structure of v-groove padding welds produced by 2017a alloy by mig process. keywords: ultrasonic vibration, structure of welds, padding welding, mig 4 przegląd spawalnictwa 6/2014 dotychczas w ramach prac badawczych zakładu inżynierii spajania politechniki warszawskiej przeprowadzone zostały eksperymenty wtapiania i napawania na powierzchniach płaskich ośrodków drgających [9, 10] z wprowadzaniem drgań zarówno równolegle, jak i poprzecznie do kierunku ich propagacji. doświadczenia prowadzono jedynie na płaskich powierzchniach drgających falowodów, a jak wiadomo, proces spawania odbywa się często w rowku o różnych kształtach i wymiarach. aby przekonać się, jak zachowa się poddawana drganiom napoina układana w rowku, wykonanano w ramach badań własnych próby napawania z drganiami prowadzanymi poprzecznie do osi rowka o kącie 60°. metodyka badań w ramach pracy zostały przeprowadzone eksperymenty napawania metodą mig przy udziale drgań ultradźwiękowych oraz bez nich. napawanie wykonano poprzecznie do osi falowodu w kształcie prostopadłościanu o wymiarach 0,254×0,03×0,03 m wykonanego ze stopu aluminium 2017a. w odległości 0,0635 m oraz 0,127 m od początku falowodu nacięte zostały rowki o szerokości 7 mm, głębokości 6 mm i kącie 60° (rys. 1). długość falowodu (0,254 m) była równa długości ultradźwiękowych drgań w tym stopie, których częstotliwość wynosiła 20 khz. w celu przeprowadzenia eksperymentu skonfigurowano stanowisko badawcze (rys. 2) składające się z falowodu sprzężonego z przetwornikiem piezoelektrycznym o częstotliwości 20 khz, połączonym z generatorem ultradźwiękowym o mocy 2,5 kw za pomocą koncentratora o wzmocnieniu 1/1, spawarki firmy fronius alu edition do spawania metodą mig, a także rys. 1. wymiary falowodu zastosowanego w eksperymencie [mm] i widok wykonanych napoin (pierwsza od prawej wykonana bez drgań, a dwie kolejne z drganiami) fig. 1. the waveguide dimensions in mm and padding welds view (right sight reached without vibrations, the next two with vibrations) rys. 2. stanowisko do prób eksperymentalnych z układem drgającym fig. 2. experimental set-up with the vibration unit z zestawu do zmechanizowanego spawania prostoliniowego. zajarzanie łuku oraz moment rozpoczęcia ruchu głowicy były zsynchronizowane. uchwyt spawalniczy w obu przypadkach był osadzony na ramieniu przymocowanym do zestawu mechanizacyjnego i ustawiony jak do spawania w pozycji podolnej (główna oś uchwytu spawalniczego była ustawiona w pionie). napoiny ułożono w miejscach charakterystycznych dla przebiegu drgań, a po napawaniu odcinki z napoinami wycięto i wykonano przekroje prostopadłe do ich osi. otrzymane przekroje szlifowano, polerowano i trawiono odczynnikiem kellera. w ramach badań makrostrukturalnych wykonano serię zdjęć przedstawiających widoki i profile poprzeczne uzyskanych napoin. do badań metalograficznych wybrano przekroje wyznaczone współrzędną z = 0,0635 m oraz z = 0,127 m od mocowanego czoła falowodu (rys. 1). odległości te wyznaczono odpowiednio dla 1/4 i 1/2 długości fali drgań, licząc od mocowanego czoła falowodu. przeprowadzone badania strukturalne miały charakter porównawczy. do napawania metodą mig został użyty drut ze stopu 5056 (almg5) o średnicy 1,2 mm. gazem osłaniającym jeziorko spawalnicze był argon, którego przepływ wynosił 17 l/min. natężenie prądu spawania wynosiło 170 a, napięcie łuku 20 v, prędkość spawania 0,21 m/min, prędkość podawania drutu 10 m/min, a wolny wylot elektrody ok. 10÷11 mm. próby napawania wykonano w identycznych warunkach i temperaturze otoczenia 20 °c. napoiny były układane w punktach charakterystycznych dla przebiegu fali, tj. węzłach i strzałce drgań. była to odległość 0,0635 m (w węźle) oraz 0,127 m (w strzałce) (rys. 3a, b). analitycznie wyznaczony przebieg drgań dla tego przypadku zilustrowano na rysunkach 3a i 3b. jak wykazano w [9], w rzeczywistości należy się spodziewać niewielkich przesunięć węzłów i strzałek o ok. 1/16 długości fali drgań. 5przegląd spawalnictwa 6/2014 wyniki badań struktury napoin po próbach napawania falowód został przecięty prostopadle do swojej osi w węzłach i strzałkach. w ramach badań strukturalnych wykonano serię zdjęć makrowidoków i profili uzyskanych napoin. próby napawania (rys. 4) wykonano bez drgań, następne zaś z ich udziałem. rys. 3. przebieg: a) przemieszczeń podłużnych εl i poprzecznych εt w falowodzie ze stopu 2017a, b) rozkład naprężeń osiowych σ poprzecznych τ i zredukowanych σz w falowodzie ze stopu 2017a fig. 3. distribution of: a) longitudinal displacement εl and transversal displacement εt, b) axial stresses σ, transverse stresses τ, and reduced stresses σz in a 2017a waveguide rys. 4. lica napoin uzyskanych w rowku: a) bez udziału drgań; b) z udziałem drgań z = 0,0635 m, c) z udziałem drgań z = 0,127 m fig. 4. the v-groove padding welds face view: a) without vibrations, b) with vibrations for z = 0,0635 m, c) with vibrations for z = 0,127 m a) b) a) b) c) na powierzchni materiału podstawowego po obu stronach napoin widoczna jest oczyszczona z tlenków i osmaleń powierzchnia, przy czym jest ona najwęższa w przypadku napoiny układanej w strzałce drgań (z = 0,127 m). może to wskazywać, że w tym przypadku osłona argonu nie była tak skuteczna jak w pozostałych. napoiny układane w odległości z = 0,127 m od mocowanego czoła falowodu (w strzałce drgań) wykazują charakterystyczną dekompozycję lica objawiającą się znacznym ubytkiem wypełnienia napoiny. sytuacja ta mogła być spowodowana występującym lokalnie w strzałce maksymalnym przemieszczeniem cząstek. ubytek, o którym mowa, oddzielił się od napoiny pod wpływem drgań ultradźwiękowych, a jego morfologię pokazano na rysunku 5. powstała w ten sposób oddzielona część napoiny charakteryzuje się przekrojem poprzecznym o kształcie zbliżonym do trójkąta. na rysunku 5 dostrzec można również różnice w fakturze powierzchni, gładkiej dla części zewnętrznej (rys. 5a i 5c) i chropowatej dla części wewnętrznej (rys. 5b i 5d). powierzchnia górnej części lica charakteryzuje się bardziej jednorodną strukturą o gładszej fakturze i wklęśnięciem. zarówno faktura powierzchni, jak i jej ukształtowanie wskazują, że proces separacji części napoiny mógł następować w trakcie krzepnięcia oraz po procesie krystalizacji. w węzłach drgań nie zaobserwowano zjawiska oddzielania się części napoiny, a jej budowa była ciągła. rys. 5. oddzielona część lica napoiny wykonana z udziałem drgań w odległości z = 0,127 m z zastosowaniem drgań ultradźwiękowych: a) powierzchnia zewnętrzna, b) powierzchnia wewnętrzna od strony grani napoiny, c) profil czołowy, d) profil boczny fig. 5. the separated parts of the padding weld face reached with vibrations for z = 0,127 m: a) oustside face surface, b) internal surface from root side, c) frontal profile, d) side profile a) b) c) d) 6 przegląd spawalnictwa 6/2014 badania mikrostruktury napoin przeprowadzone badania metalograficzne obejmują ogólną charakterystykę przekroju napoin przy zastosowaniu powiększeń od 16 do 500x. na rysunkach 6÷10 pokazano cechy charakterystyczne mikrostruktury napoiny układanej w rowku bez zastosowania drgań ultradźwiękowych. rys. 6. przekrój poprzeczny napoiny uzyskanej bez drgań w rowku, pow. 16x fig. 6. cross section of the v-groove padding weld reached without vibrations, mag. 16x rys. 7. grań napoiny: a) pow. 50x; b) pow. 200x fig. 7. root of the padding weld: a) magn. 50x, b) magn. 200x rys. 8. grań napoiny, pow. 200x: a) strona lewa, b) strona prawa fig. 8. root of the padding weld, magn. 200x: a) left side, b) right side rys. 9. lico napoiny, pow. 50x: a) strona lewa, b) strona prawa fig. 9. face of the padding weld, magn. 50x: a) left side, b) right side rys. 10. lico napoiny, pow. 200x: a) strona lewa, b) strona prawa fig. 10. face of the padding weld, magn. 200x: a) left side, b) right side 7przegląd spawalnictwa 6/2014 napoina układana bez drgań charakteryzuje się dużą ilością pęcherzy gazowych oraz brakiem przetopu w grani. kąty nachylenia linii wtopienia w obszarze grani mierzone w stosunku do osi z wynoszą odpowiednio 56° i 58°. ziarna spoiny zarówno w obszarze grani (rys. 7, 8), jak i lica (rys. 9, 10) są widoczne już przy powiększeniu 200-krotnym i wyraźnie wyznaczają kierunek krystalizacji. kierunek wzrostu ziaren mierzony względem osi z w obszarze grani wynosi 155° i 142°, a w przypadku obszaru lica 147° i 148°. zdjęcia na rysunkach 11÷14 przedstawiają strukturę napoiny wykonanej w rowku z zastosowaniem drgań ultradźwiękowych wraz z zaznaczeniem strony wejścia drgań i ich wyjścia z napoiny (strzałki na zdjęciach). środek przekroju poprzecznego napoiny znajduje się w odległości z = 0,0635 m od mocowanego czoła falowodu. rys. 11. przekrój poprzeczny napoiny uzyskanej z udziałem drgań dla z = 0,0635 m, pow. 16x fig. 11. cross section of the padding weld reached with vibrations z = 0,0635 m, mag. 16x rys. 12. napoina: a) od strony wejścia drgań, b) od strony wyjścia drgań; pow. 50x fig. 12. padding weld: a) from vibrations input side, b) from vibrations outputside;magn. 50x rys. 13. napoina: a) od strony wejścia drgań, b) od strony wyjścia drgań; pow. 200x fig. 13. padding weld: a) from vibrations input side, b) from vibrations output side; magn. 200x rys. 14. grań napoiny: a) pow. 50×, b) pow. 500x fig. 14. root of the padding weld: a) mag. 50×, b) mag. 500x napoiny wykonane w odległości z = 0,127 m od czoła falowodu (rys. 15÷23) wykazują występowanie znacznych ubytków zlokalizowanych wewnątrz napoiny. prawdopodobną przyczyną ich powstawania jest zjawisko kawitacji wywołane naprężeniami rozciągającymi. proces ten oddziałuje na jeziorko ciekłego metalu podczas procesu napawania, doprowadzając do ekspulsji ciekłego jeziorka metalu. 8 przegląd spawalnictwa 6/2014 charakterystyczną cechą tych napoin jest dekompozycja lica (rys. 15, 16). pozwala to wysunąć wniosek, że zarys ubytku zależy od kierunku wprowadzania drgań ultradźwiękowych. analizowana napoina charakteryzuje się ponadto pęknięciami gorącymi zarówno materiału rodzimego, jak i samej napoiny w okolicach grani. napoina ma także charakterystyczny nawis po stronie wprowadzania drgań. rys. 15. przekrój poprzeczny uzyskanej z udziałem drgań dla z = 0,127 m, pow. 16x fig. 15. cross section of the padding weld reached with vibrations z = 0,127 m, mag. 16x rys. 16. napoina: a) od strony wejścia drgań, b) od strony wyjścia drgań; pow. 50x fig. 16. padding weld: a) from vibrations input side, b) from vibrations outputside; magn. 50x rys. 17. napoina: a) od strony wejścia drgań, b) od strony wyjścia drgań; pow. 200x fig. 17. padding weld: a) from vibrations input side, b) from vibrations output side; magn. 200x rys. 18. grań napoiny: a) pow. 50x, b) pow. 200x fig. 18. root of the padding weld: a) mag. 50x, b) mag. 200x rys. 19. napoina: a) od strony wejścia drgań, b) od strony wyjścia drgań; pow. 200x fig. 19. padding weld: a) from vibrations input, b) from vibrations output side; magn. 200x 9przegląd spawalnictwa 6/2014 na rysunkach 20÷23 zamieszczono zdjęcia mikrostruktury oddzielonej części lica napoiny układanej w strzałce drgań. napoiny układane z udziałem drgań ultradźwiękowych w rowku wykazują wyraźnie pasmową budowę, na którą składają się obszary układające się równolegle do rys. 20. oddzielona część lica napoiny: a) pow. 16x, b) pow. 50x fig. 20. separated part of padding weld face: a) mag. 16x, b) mag. 50x rys. 21. oddzielona część lica napoiny od strony wyjścia drgań: a) pow. 16x, b) pow. 50x fig. 21. separated part of padding weld face from vibrations output side: a) mag. 16x, b) mag. 50x rys. 22. oddzielona część lica napoiny od powierzchni, a) zewnętrznej, b) od strony wewnętrznej pow. 200x fig. 22. separated part of padding weld face from a) outside surface, b) internal side mag. 200x rys. 23. oddzielona część lica napoiny od strony wyjścia drgań: a) powierzchnia boczna, b) środek; pow. 200x fig. 23. separated part of padding weld from output vibrations side: a) lateral surface, b) center; mag. 200x linii wtopienia zarówno od strony wprowadzania drgań, jak i po stronie przeciwnej, gdzie fala drgań opuszcza ciekłe jeziorko i wchodzi do nieprzetopionego materiału podstawowego. wcześniej wykonane badania składu chemicznego [9] wykazały w tych pasmach koncentrację składników stopowych, takich jak miedź, krzem i magnez. 10 przegląd spawalnictwa 6/2014 rys. 24. oznaczenia linii wzrostu ziaren i linii wtopienia w obszarze wejścia i wyjścia drgań fig. 24. designation of the grain grow lines and fusion line at input and output of vibration area podobnie jak w przypadku napoin układanych w odległości z = 0,0635 m wielkość ziarna w grani napoiny dla z = 0,127 m jest mniejsza niż w jej górnej części. specyficzne dla napoin jest również występowanie zjawiska oddzielania się lica od napoiny, które przyjmuje charakterystyczny trójkątny przekrój (rys. 20a). charakterystyczną cechą oddzielonych części lica jest również duża porowatość i występowanie pęcherzy gazowych (rys. 21 i 23). kąty nachylenia linii wtopienia dla napoin układanych w odległości z = 0,127 m od mocowanego czoła falowodu zmierzone na rysunku 17 wynoszą 58° od strony wejścia i 60° od strony wyjścia drgań. podczas wykonywania napoin w odległości z = 0,127 m od czoła falowodu istotna część lica oddzieliła się od reszty napoiny. w przypadku napoin układanych w strzałce fali w okolicach grani widoczne są ponadto mikropęknięcia. porównując napoiny uzyskane bez drgań oraz z ich udziałem można stwierdzić, że drgania ultradźwiękowe w strzałce powodują powstawanie charakterystycznych pasm. znalazło to także potwierdzenie w wynikach publikowanych w [9]. napoiny układane z towarzyszeniem drgań w odległości z = 0,635 m od czoła falowodu charakteryzują się wklęśniętym licem, w przeciwieństwie do napoiny układanej bez drgań ultradźwiękowych mającej bardziej wypukły kształt lica. analiza kąta wzrostu ziaren i pochylenia linii wtopienia na rysunku 24 pokazano schematyczne oznaczenia przyjęte do pomiaru kąta nachylenia linii wtopienia (lw we, lw wy) i kierunku wzrostu kryształów (ziaren) (lwd we/wy, lwg we/wy). wartości kątów pochylenia linii wtopienia i kierunku wzrostu ziaren zarówno na wejściu do jeziorka ciekłego metalu, jak i wyjściu mierzone były od osi rowka napoiny. umożliwiło to bezpośrednie porównanie wartości uzyskanych pomiarów kąta. w celu ułatwienia pomiarów linię wtopienia uproszczono cięciwą, a kierunki wzrostu ziaren zmierzono w stosunku do osi napoiny. przyjęto następujące oznaczenia: lw we – linia wtopienia od strony wejścia fali, lw wy – linia wtopienia od strony wyjścia fali, lwg we – linia wyznaczająca kierunek wzrostu ziarna podczas krzepnięcia w obszarze lica napoiny od strony wejścia fali drgań, lwg wy – linia wyznaczająca kierunek wzrostu ziarna podczas krzepnięcia w obszarze lica napoiny od strony wyjścia fali drgań, lwd we – linia wyznaczająca kierunek wzrostu ziarna podczas krzepnięcia w obszarze grani napoiny od strony wejścia fali drgań, lwg wy – linia wyznaczająca kierunek wzrostu ziarna podczas krzepnięcia w obszarze grani napoiny od strony wyjścia fali drgań. w celu porównania efektów, jakie powoduje zastosowanie drgań, zmierzono wartości kątów linii wtopienia i kierunku wzrostu ziaren dla napoiny bez drgań oraz dla przypadków z udziałem drgań dla z = 0,0635 m oraz z = 0,127 m, a wyniki przedstawiono na (rys. 25). można zauważyć, że w napoinie wykonanej w rowku w odległości z = 0,0635 m nie występuje istotna różnica w nachyleniu linii wtopienia, zarówno od strony wejścia jak i wyjścia wprowadzanych drgań. kąt pochylenia linii wtopienia (lw we) nieznacznie rośnie po stronie wejścia drgań z 56° (dla napawania bez drgań) do 58° (dla napawania z udziałem drgań i z = 0,0635 m) oraz do wartości 59° (dla napawania z udziałem drgań i z = 0,127 m). analogiczna zależność występuje dla linii wtopienia po stronie wyjścia drgań (lw wy). jej nachylenie nieznacznie zmniejsza się odpowiednio z 58° (dla napawania bez drgań) do 59° (dla napawania z udziałem drgań i z = 0,0635 m) oraz istotnie maleje (dla napawania z udziałem drgań i z = 0,127 m) do wartości 53°. kąt nachylenia linii wyznaczającej kierunek wzrostu ziaren w obszarze grani (lwd we) nieznacznie rośnie ze 152° (dla napawania bez drgań) do 155° (dla napoin układanych z udziałem drgań i z = 0,0635 m) i maleje do 140° (dla napoin układanych z udziałem drgań i z = 0,127 m). kąt nachylenia linii wyznaczającej kierunek wzrostu ziaren w obszarze grani (lwd wy) rys. 25. wykres porównawczy dla napoin układanych w rowku: 1bu – bez drgań, 63,5ur – z udziałem drgań dla z=0,0635m, 127ur – z udziałem drgań dla z = 0,127 m fig. 25. comparative chart for v-groove padding welds: 1bu – without vibrations, 63,5ur – with vibrations for z = 0,0635 m, 127ur – with vibrations for z = 0,127 m 11przegląd spawalnictwa 6/2014 nieznacznie rośnie ze 150° (dla napawania bez drgań) do 152° (dla napoin układanych z udziałem drgań i z = 0,0635 m) i maleje do 144° (dla napoin układanych z udziałem drgań i z = 0,127 m). kąt nachylenia linii wyznaczającej kierunek wzrostu ziaren w obszarze grani (lwg we) maleje ze 147° (dla napawania bez drgań) do 141° (dla napoin układanych z udziałem drgań i z = 0,0635 m) i nieznacznie maleje do 146° (dla napoin układanych z udziałem drgań i z = 0,127 m). kąt nachylenia linii wyznaczającej kierunek wzrostu ziaren w obszarze grani (lwg wy) maleje ze 148° (dla napawania bez drgań) do 137° (dla napoin układanych z udziałem drgań i z = 0,0635 m) i do 136° (dla napoin układanych z udziałem drgań i z = 0,127 m). podsumowanie badania metalograficzne uzyskanych napoin dowodzą, że fale ultradźwiękowe, wprowadzane w strefę napawania, powodują rozdrobnienie ziaren i to niezależnie od tego, czy napawanie prowadzono w węźle, czy w strzałce. napoiny wykonane w strzałce fali drgań (w odległości z = 0,127 m od czoła falowodu) charakteryzują się znaczną dekompozycją napoiny z oddzieloną częścią lica i wypełnienia. napoiny wykonane w węźle fali drgań (z = 0,0635 m) charakteryzowały się ciągłością, a lico wykazywało niewielkie wklęśnięcie. obserwując zdjęcia metalograficzne napoin układanych w rowku z udziałem drgań ultradźwiękowych, można dostrzec charakterystyczną pasmową budowę napoin uzyskanych w strzałce drgań (z = 0,127 m). prawdopodobną przyczyną jej powstania było rozbijanie frontów krystalizacji, które następuje w wyniku maksymalnych przemieszczeń cząstek ośrodka [9, 10]. warto zaznaczyć, że największe zmiany pochylenia linii wtopienia na wejściu i wyjściu drgań zanotowano w strzałce z = 0,127 m. po stronie wejścia drgań linia wtopienia jest bardziej odchylona od osi napoiny, a przy wyjściu drgań zanotowano zmniejszenie tego kąta. zmierzone wartości kątów pochylenia kierunku wzrostu ziaren dla napoin układanych w rowku, zarówno w węźle, jak i strzałce drgań charakteryzują się zbliżonymi wartościami w obszarach lica, w kierunku wejścia i wyjścia fali drgań. dla napoin układanych w strzałce drgań wartości kąta wzrostu ziaren są nieznacznie mniejsze niż w obszarze węzła. ze względu na ukosowanie rowka kąt linii wtopienia zbliżony jest do kąta napawanego rowka. na podstawie przeprowadzonych badań można stwierdzić, że napawanie w rowku z zastosowaniem drgań można prowadzić bez obawy istotnych zmian nachylenia linii wtopienia, jak i kierunku wzrostu ziaren, przy jednoczesnym rozdrobnieniu ziaren i zmniejszeniu się porowatości. napawanie w rowku, w węźle drgań (z = 0,0635 m) pozwala na uzyskanie ciągłej napoiny z całkowitym przetopem, zaś w strzałce (z = 0,127 m) rozmiary i charakter powstałych ubytków dyskwalifikują uzyskane napoiny. literatura [1] kim. s., watanabe t., yoshida y.: ultrasonic vibration aided laser welding of al alloys: improvement of laser weldingquality, departament of precision & production engineering and facility of engineering, chiba university, japan, journal of laser aplications, t. 7, nr 1, s. 38-46, 1995. [2] qinghua l., ligong c., chunzhen n.: effect of vibratory weld conditioning on welded valve properties, mechanics of materials 40, s. 565-574, 2008. [3] borland j. c.: generalized theory of super solidus cracking in welds and castings. british weldingjournal, 7(8)/1960, s. 508-512. [4] balasubramanian k.: studies on the effect of vibration on hot cracking and grain size in aa7075 aluminum alloy welding, international journal of engineering science and technology, vol. 3, nr 1, s. 681-685, 2011. [5] takehiko watanabe, masataka shiroki, atsushi yanagisawa, tomohiro sasaki: improvement of mechanical properties of ferritic stainless steel weld metal by ultrasonic vibration, journal of materials processing technology, niigata, japan 27 may 2010. [6] lei yu-cheng, wang zhi-wei, chen xi-zhang: effect of arc-ultrasound on microstructures and mechanical properties of plasma arc welded joints of sicp/al mmcs, science direct, zhenjiang, harbin, china, 6 july 2010. [7] li yuan-xing, zhao wei-wei, lengxue-song, fu qiu-jiao, wang lei, yan jiu-chun: microstructure evolution and mechanical properties of ultrasonic-assisted soldering joints of 2024 aluminum alloys, science direct, harbin, china, 5 january 2011. [8] honggang donga, liqunyanga, chuang dongb, sindokouca: improving arc joining of al to steel and al to stainless steel, journal of materials processing technology, dalian, china/ madison, usa, 24 november 2011. [9] krajewski a.: wpływ drgań mechanicznych stosowanych w procesach spajania na właściwości połączeń, zeszyt 258, issn 978-83-7814-118-1,oficyna wydawnicza politechniki warszawskiej, 2013. [10] krajewski a., włosiński w., chmielewski t., kołodziejczak p.: ultrasonic-vibration assisted arc-welding of aluminum alloys, bulletin of the polish academy of science, issn 02397528, vol. 60, no. 4, s. 841-852, 2012. 201111_pspaw.pdf 29przegląd spawalnictwa 11/2011 adam pietras aleksandra węglowska beata rams marek węglowski nowa technologia zgrzewania tarciowego rury z pokrywą new friction welding technology of the tube with the cover  dr inż. adam pietras, mgr inż. aleksandra węglowska, mgr inż. beata rams, dr inż. marek węglowski – instytut spawalnictwa, gliwice. streszczenie w artykule przedstawiono wyniki badań nad zastosowaniem do zgrzewania końcówek rur z pokrywami nowej technologii zgrzewania tarciowego z niezużywającym się narzędziem. rury i pokrywy wykonane były ze stopu aluminium en aw 2017a, niespawalnego konwencjonalnymi metodami. sprawdzono możliwość zgrzewania pokrywy z rurą metodą fsw oraz nową metodą z narzędziem o specjalnie wyprofilowanej powierzchni tarcia. przedstawiono wyniki badań budowy strukturalnej zgrzeiny i wytrzymałości złączy uzyskanych nową techniką. abstract results of the use of the new friction welding technology with non-consumable tool for welding of the tubes with the covers are presented in this paper. tubes and covers were made from the en aw 2017a aluminium alloy, which is unweldable with the use of the conventional weld ing methods. possibility of application of the fsw technology and of the new method with the use of the tool with a specially profiled friction face was tested during the investigations. results of the microscopy and the joints strength examination are also presented. wstęp technologia zgrzewania końcówek rur z pokrywami wymaga uwzględnienia wielu czynników związanych z późniejszą eksploatacją złączy oraz szybkością i łatwością wykonywania połączenia. w przypadku zamykania końcówek rur, stanowiących cylinder siłownika, zastosowana technologia musi umożliwiać uzyskiwanie trwałego i wytrzymałego połączenia, zachowującego dużą szczelność przez cały okres eksploatacji siłownika. w przypadku zastosowania materiałów niespawalnych lub trudno spawalnych, wykonywanie tego typu złączy jest zagadnieniem trudnym. instytut spawalnictwa podjął się zadania opracowania technologii zgrzewania końcówek rur z pokrywami wykonanymi z wytrzymałego i lekkiego stopu aluminium en aw 2017a, który – choć bardzo przydatny w wielu zastosowaniach konstrukcyjnych – jest trudno spawalny znanymi metodami spawalniczymi. zamknięcie rury wymaga zagwarantowania wysokiej jakości połączenia na całej długości pobocznicy rury, uzyskiwanego w powtarzalny sposób w warunkach produkcyjnych. zastosowanie konwencjonalnego zgrzewania tarciowego elementów rurowych wykonanych z tego materiału nie gwarantuje odpowiedniej jakości złącza. również techniki spawania łukowego nie zapewniają poprawnego połączenia wzdłuż całego obwodu rury. korzystając z dotychczasowych doświadczeń zgrzewania metodą fsw różnego rodzaju materiałów, zdecydowano się zastosować tę stosunkowo nową metodę zgrzewania z niezużywającym się narzędziem do łączenia tych elementów [1÷3]. opracowano warunki wykonywania połączenia tarciowego odpowiednio dobranym narzędziem fsw oraz metodą, która pozwala na uzyskiwanie połączenia o stałej jakości na całym obwodzie zgrzeiny, bez otworu technologicznego na końcu [4]. narzędzie do fsw pozostawia na końcu linii zgrzewania otwór technologiczny, który może być wyeliminowany tylko przez przeprowadzenie dodatkowych zabiegów ograniczających płynność produkcji. opracowanie nowej metody podyktowane było koniecznością ograniczenia lub wyeliminowania tej niedogodności. w ramach badania zgrzewania nową metodą, korzystając z rozwiązania opracowanego w instytucie spawalnictwa, przygotowano technologię do jej zastosowania w warunkach produkcyjnych [5, 6]. 30 przegląd spawalnictwa 11/2011 stanowisko badawcze i narzędzia do zgrzewania badanie procesu zgrzewania prowadzono na stanowisku do zgrzewania metodą fsw, znajdującym się w instytucie spawalnictwa w gliwicach. w skład stanowiska wchodziły: frezarka konwencjonalna fyf32ju2, unikatowa głowica pomiarowa lowstir, pirometr firmy fluke 576 oraz komputer wyposażony w oprogramowanie umożliwiające rejestrację, wizualizację i analizę danych pomiarowych, na bieżąco odczytywanych z przyrządów. widok stanowiska badawczego przedstawiono na rysunku 1. narzędzia do nagrzewania i formowania lica zgrzeiny wykonano ze stali szybkotnącej hs 6-5-2-5. widok części roboczej narzędzi przedstawiono w tablicy i. parametry technologiczne zostały dobrane na podstawie dotychczasowych doświadczeń autorów, związanych z badaniem procesu fsw i fsp oraz zakresem pracy zgrzewarki (frezarki fyf32ju2). pomiary momentu tarcia oraz sił rejestrowano podczas procesu zgrzewania na całym obwodzie z częstotliwością 100 hz. wartość średnią momentu obliczano ze 100 punktów pomiarowych, przy czym pod uwagę wzięto jedynie obszar, gdzie nastąpiła pełna stabilizacja procesu. w celu oceny głębokości oddziaływania narzędzia bez dodatkowego trzpienia w materiał obszaru zgrzewania przeprowadzono badania metalograficzne struktury zgrzein otrzymanych w różnych warunkach procesu. badania wykonano na mikroskopie świetlnym mef4m firmy leica. zgłady wykonywane były prostopadle do kierunku przesuwu narzędzia w odległości 50 mm od końca płyty próbnej. wykorzystując analizator obrazu omnimet enterprise ver. 5.4 firmy buehler, dla każdego z badanych parametrów prowadzenia procesu wykonano pomiary grubości g uplastycznionej i wymieszanej warstwy tworzącej zgrzeinę. elementy zgrzewane próby zgrzewania prowadzono na rurach o średnicy zewnętrznej 68 mm i grubości ścianki 2,5 mm oraz odpowiednio przygotowanych pokrywach. elementy wykonano ze stopu aluminium en aw 2017a. zastosowany materiał oraz konfiguracja zgrzewanych elementów wymagała specjalnego przygotowania obszaru łączenia. pokrywa zamykająca rurę została przygotowana w taki sposób, aby rura na całym obwodzie podczas zgrzewania była nasunięta na odpowiednie wybranie pokrywy usztywniającej cały układ łączonych elementów. odpowiednio uformowana pokrywa stanowiła zarazem podporę uplastycznionych podczas procesu warstw materiału. elementy przygotowane do zgrzewania przedstawiono na rysunku 2. rys. 1. stanowisko badawcze fig. 1. the welding stand tablica i. części robocze narzędzi zastosowanych w badaniach table i. the view of the working parts of tools used during investigation typ narzędzia rzut z boku rzut z dołu widok narzędzia narzędzie triflute narzędzie specjalne -31przegląd spawalnictwa 11/2011 skład chemiczny stopu, z jakiego wykonano zgrzewane elementy, zestawiono w tablicy ii. jest to stop utwardzony przez naturalne utwardzanie wydzieleniowe. wykazuje dużą skłonność do pęknięć podczas procesów spawalniczych, stąd też uważany jest za niespawalny. w pracy badano oddziaływanie narzędzia bez trzpienia na proces zgrzewania. do badań wykorzystano blachy o grubości 2,5 mm, wykonane z tych samych materiałów co rury i pokrywy. badanie procesu tworzenia zgrzeiny w tym układzie prowadzono przy tym samym zakresie parametrów, jak przy zgrzewaniu rur. badanie procesu zgrzewania elementów rurowych metodą fsw opracowanie najbardziej korzystnej technologii zgrzewania rury z pokrywą rozpoczęto od sprawdzenia możliwości zgrzewania ww. elementów metodą fsw. rury i pokrywy montowano na odpowiednim stanowisku (rys. 1) i prowadzono proces zgrzewania z wykorzystaniem narzędzia triflute (tabl. i). proces zgrzewania prowadzono przy prędkości zgrzewania 200÷700 mm/min, i różnych prędkościach obrotowych narzędzia. badania zgrzewania elementów przeprowadzono dla różnych układów narzędzie-element. schematy ustawienia narzędzia względem elementów zgrzewanych przedstawiono na rysunku 3. poszukiwano takiego ustawienia narzędzia, które zagwarantuje tworzenie powtarzalnej zgrzeiny o odpowiedniej budowie strukturalnej. wybrane wyniki badań budowy strukturalnej uzyskanych zgrzein przedstawiono na rysunku 4. z badań wynika, że w przypadku usytuowania trzpienia narzędzia w styku łączonych elementów uzyskiwano zwartą strukturę zgrzeiny o prawidłowej budowie. w przypadku ustawienia trzpienia narzędzia na krawędzi styku elementów jakość zgrzeiny była niezadowalająca, bez względu na zastosowane prędkości obrotowe rys. 2. elementy przygotowane do łączenia metodą fsw: a) schemat konstrukcji pokrywy, b) widok pokrywy i rury fig. 2. the view of the elements ready to weld with fsw: a) the scheme of cover construction, b) the view of cover and tube tablica ii. skład chemiczny stopu aluminium en aw 2017a (% wag.) table ii. chemical constitution of aluminium alloy en aw 2017a (weight %) si fe cu mn mg cr zn al 0,2÷0,8 0,7 3,5÷4,5 0,4÷1,0 0,4÷1,0 0,1 0,25 reszta rys. 3. schemat ustawienia narzędzia z trzpieniem względem styku rura-pokrywa podczas zgrzewania: a) trzpień narzędzia umieszczony w miejscu styku dwóch elementów, b) krawędź trzpienia narzędzia umieszczona w styku dwóch elementów fig. 3. scheme of tool setting with pin in relation to the pipe–cover contact during the welding process: a) pin set in the pipe–cover contact, b) edge of pin set in the pipe–cover contact rys. 4. struktura zgrzeiny uzyskana z zastosowaniem narzędzia triflute. prędkość obrotowa narzędzia, od lewej: 450, 560 i 710 obr/min, prędkość zgrzewania: 430 mm/min. w czasie zgrzewania elementy wykonały 1 obrót: a) trzpień narzędzia umieszczony w miejscu styku dwóch elementów (wg rys. 3a), b) krawędź trzpienia narzędzia umieszczona w styku dwóch elementów (wg rys. 3b) fig. 4. structure of weld obtained with the use of a triflute tool. rotational speed of tool, from the left side: 450, 560 i 710 rpm, welding speed: 430 mm/min. during the welding process elements executed one revolution: a) pin set in the pipe–cover contact (fig. 3a), b) edge of pin set in the pipe–cover contact (fig. 3b) a) b) a) b) a) b) 32 przegląd spawalnictwa 11/2011 głębokość oddziaływania wieńca narzędzia na zgrzewane elementy oraz na jakość złączy. badania procesu zgrzewania prowadzono z prędkością liniową zgrzewania (posuwu): 280, 450 i 560 mm/min. prędkości obrotowe narzędzia wynosiły dla każdego posuwu: 450, 560, 710, 900 i 1120 obr/min. dodatkowo dla posuwu 280 mm/min zastosowano niższe prędkości obrotowe narzędzia: 280 oraz 355 obr/min. schemat prowadzenia procesu pokazano na rysunku 5. przykładowe makrostruktury uzyskanych zgrzein przedstawiają rysunki 6 i 7. przebieg zmian grubości zgrzeiny g oraz uzyskiwanych wytrzymałości zgrzein rm, aproksymowanych odpowiednimi funkcjami, przedstawiono na rysunku 8. z badań wynika, że dla stosunkowo niewielkiej prędkości obrotowej narzędzia grubość czynna zgrzeiny g jest stosunkowo wysoka i sięga prawie grubości zgrzewanych blach. wraz ze wzrostem prędkości obrotowej narzędzia grubość zgrzeiny gwałtownie spada. ze zmianą grubości zgrzeiny zmienia się wytrzymałość złączy. największą wytrzymałością charakteryzują się złącza wykonane przy niskiej prędkości obrotowej narzędzia, natomiast przy wysokich prędkościach zgrzewania i wysokich prędkościach obrotowych narzędzia wytrzymałość złączy jest bardzo niska. narzędzia. w przypadku zastosowania podczas procesu zgrzewania narzędzia z trzpieniem, po jego wycofaniu na końcu linii zgrzewania pozostawał otwór technologiczny, który może stanowić znaczącą niedogodność przy planowanym wykorzystaniu tej technologii w warunkach produkcyjnego zamykania rur. badanie procesu zgrzewania płaskich blach narzędziem specjalnym proces zgrzewania elementów rurowych narzędziem z trzpieniem, przygotowanym jak do typowego procesu fsw, przebiegał poprawnie, lecz na końcu linii zgrzewania pozostawał otwór technologiczny. w celu jego wyeliminowania sprawdzono możliwość uzyskiwania użytecznej zgrzeiny, wykorzystując w celu nagrzania i uplastycznienia materiału w obszarze styku narzędzie bez trzpienia, ze specjalnie uformowaną powierzchnią roboczą, jak w tablicy i. podczas wykonywania złączy zastosowano różne zestawy parametrów zgrzewania. pozwoliło to na określenie wpływu prędkości obrotowej narzędzia oraz prędkości liniowej na rys. 5. schemat procesu zgrzewania z narzędziem specjalnym i zaznaczona grubość zgrzeiny g; 1, 2 – zgrzewane blachy; 3 – narzędzie; p – siła docisku narzędzia; vn – prędkość obrotowa, obr/min; vzg – prędkość zgrzewania, mm/min fig. 5. scheme of the welding process with a special tool, with mark thickness of weld g; 1, 2 – welded sheets; 3 – tool; p – weld force; vn – rotational speed, rpm; vzg – welding speed, mm/min rys. 6. makrostruktura zgrzeiny. parametry zgrzewania: vn = 355 obr/min, vzg = 280 mm/min fig. 6. macrostructure of weld. welding parameters: vn = 355 rpm, vzg = 280 mm/min rys. 7. makrostruktura zgrzeiny. parametry zgrzewania: vn = 710 obr/min, vzg = 280 mm/min fig. 7. macrostructure of weld. welding parameters: vn = 710 rpm, vzg = 280 mm/min tablica iii. zestawienie danych dotyczących głębokości zgrzewania w zależności od zastosowanych parametrów zgrzewania table iii. statement of data concerning of the thickness of weld in dependence on the used welding parameters parametry zgrzewania grubość zgrzeiny g, mm wytrzymałość na rozciąganie rm, mpa prędkość obrotowa vn, obr/min prędkość liniowa vzg, mm/min 280 280 1,9 240,12 355 2,0 252,63 450 1,5 189,47 560 0,8 100,05 710 1,0 101,02 900 0,2 24,15 1120 0,1 10,10 450 450 1,2 151,55 560 1,1 138,90 710 0,8 100,01 900 0,5 63,10 1120 0,4 50,40 450 560 1,0 121,12 560 0,5 60,15 710 0,4 49,95 900 0,2 24,00 1120 0,1 9,55 33przegląd spawalnictwa 11/2011 rys. 8. przebieg zmian grubości zgrzeiny g i wytrzymałości złączy rm uzyskanych przy różnych parametrach zgrzewania fig. 8. run of the thickness of weld g and the tensile strength rm as a function of the rotational speed obtained for different welding speeds zgrzewanie rury z pokrywą specjalnym narzędziem bez trzpienia proces zgrzewania narzędziem bez trzpienia, badany w przypadku zgrzewania blach, zastosowano również do łączenia rury z pokrywą. schemat ustawienia narzędzia podczas prób technologicznych przedstawiono na rysunku 9. oś narzędzia ustawiona była w styku łączonych elementów. stabilizację warunków zgrzewania po obwodzie rury, wzdłuż całej linii zgrzewania, badano analizując zarejestrowane przebiegi momentu tarcia oraz sił w kierunku zgrzewania, a także temperaturę narzędzia w miejscu jego styku z materiałem zgrzewanym. dobór parametrów zgrzewania prowadzono pod kątem o selekcji najbardziej stabilnych i powtarzalnych warunków rys. 9. schemat procesu zgrzewania tarciowego rury z pokrywą; 1 – rura, 2 – pokrywa, 3 – narzędzie; p – siła docisku narzędzia, vn – prędkość obrotowa, obr/min, vzg – prędkość zgrzewania (posuwu), mm/min fig. 9. scheme of the friction welding process of tube and cover; 1 – tube, 2 – cover, 3 – tool; p – friction force, vn – rotational speed, rpm, vzg – welding speed, mm/min rys. 10. przykładowy przebieg zmian sił (a) i temperatury (b) podczas zgrzewania rury z pokrywą z prędkością obrotową narzędzia 1120 obr/min oraz prędkością liniową zgrzewania 430 mm/min fig. 10. exemplary run of the force and torque (a), and temperature (b) during welding of the tube and cover with the rotational speed 1120 rpm and the welding speed 430 mm/min vz = 280 mm/min vz = 280 mm/min vz = 450 mm/min vz = 450 mm/min vz = 560 mm/min vz = 560 mm/min a) b) 34 przegląd spawalnictwa 11/2011 jak wynika z badań, dla wszystkich prędkości liniowych zgrzewania wraz ze wzrostem prędkości obrotowej narzędzia moment tarcia gwałtownie spada, natomiast temperatura obszaru zgrzewania wzrasta. jest to typowe zjawisko obserwowane podczas zgrzewania tarciowego konwencjonalnego i fsw. zbadano budowę strukturalną zgrzein wykonanych przy różnej prędkości obrotowej zgrzewania oraz ustalonej, najbardziej korzystnej prędkości liniowej zgrzewania. prędkość zgrzewania dobrano pod kątem prognozowanej wydajności procesu podczas produkcji. w wyniku prowadzonej analizy danych pomiarowych i po wykonanych wstępnych próbach za najkorzystniejszą uznano prędkość zgrzewania 430 mm/min, która pozwalała na wykonanie zgrzeiny na całym obwodzie w czasie 0,5 s. ze względu na obserwowany wzrost temperatury wzdłuż całej linii zgrzewania sprawdzono budowę zgrzeiny na początku procesu i na końcu linii zgrzewania. wybrane wyniki badań przedstawiono na rysunku 12. jakość zgrzewania sprawdzono w próbie ciśnieniowej, na zamkniętej z dwóch stron pokrywami rurze. próbę ciśnieniową prowadzono do momentu zniszczenia złączy w zgrzeinie, w strefie wpływu ciepła lub zniszczenia materiału rury. wyniki z próby ciśnieniowej dla elementów zgrzewanych przy różnych prędkościach obrotowych narzędzia wykazały, że dla nagrzewania i uplastyczniania materiału na całym obwodzie rury. typowy przebieg momentu tarcia, sił i temperatury przedstawiono na rysunku 10. podczas prowadzenia pomiarów zanotowano, że stabilizacja sił i momentów następowała szybko po pierwszej fazie wnikania narzędzia w materiały zgrzewane, natomiast temperatura narzędzia i całego obszaru zgrzewania w całym okresie tarcia rosła. wyniki pomiarów temperatury i momentu tarcia, zarejestrowane w końcowym obszarze zgrzewania, tuż przed zakończeniem procesu, aproksymowane odpowiednimi funkcjami, przedstawiono na rysunku 11. rys. 11. zmiana momentu tarcia mt i temperatury t wraz ze zmianą prędkości obrotowej narzędzia dla różnych prędkości liniowych zgrzewania: a) 210 mm/min, b) 430 mm/min, c) 540 mm/min fig. 11. diagram of the friction torque mt and temperature t as a function of the rotational speed for a different welding speeds: a) 210 mm/min, b) 430 mm/min, c) 540 mm/min rys. 12. makrostruktury złączy wykonanych przy różnych prędkościach obrotowych narzędzia, vzg = 430 mm/min. z lewej strony struktury zgrzein na początku linii zgrzewania, z prawej struktury zgrzein na końcu linii: a) vn = 450 obr/min, b) vn = 560 obr/min, c) vn = 900 obr/min, d) vn = 1120 obr/min, e) vn = 1400 obr/min fig. 12. macrostructures of joints made by different rotational speeds, vzg = 430 mm/min. on the left side the weld’s structure on the beginning of the process and on the right side the weld’s structure at the end of the process are shown: a) vn = 450 rpm, b) vn = 560 rpm, c) vn = 900 rpm, d) vn = 1120 rpm, e) vn = 1400 rpm rys. 13. przykładowe zdjęcia próbek po próbie ciśnieniowej: a) zniszczenie złącza w zgrzeinie (vn = 1400 obr/min, vzg = 430 mm/min), b) zniszczenie w materiale rury (vn = 450 obr/min, vzg = 430 mm/min) fig. 13. exemplary photographs of the test pieces after the pressure test: a) failure in the weld (vn = 1400 rpm, vzg = 430 mm/min), b) failure in the material of tube (vn = 450 rpm, vzg = 430 mm/min) a) b) c) d) e) a) b) a) b) c) 35przegląd spawalnictwa 11/2011 wszystkich warunków zgrzewania szczelność złącza jest gwarantowana do ciśnienia próbnego 10 mpa. złącza ulegały zniszczeniu przy ciśnieniu 11÷15 mpa. przykładowe zdjęcia próbek poddanych badaniom ciśnieniowym przedstawiono na rysunku 13. największą wytrzymałość wykazywały złącza wykonane przy najmniejszej prędkości obrotowej narzędzia. analiza wyników w artykule zbadano możliwość wykonywania złączy zgrzewanych tarciowo na elementach z niespawalnego stopu aluminium en aw 2017a. jest to materiał cechujący się dużą wrażliwością na temperaturę podczas procesów spawalniczych. kruche struktury powstałe w czasie nagrzewania tego stopu podczas spawania lub zgrzewania obniżają jakość złączy i nie pozwalają na stosowanie znanych technik spawalniczych w procesie produkcyjnym, zwłaszcza odpowiedzialnych wyrobów. z tego powodu, opracowując warunki zgrzewania elementów wykonanych z tego materiału, zwrócono uwagę na poznanie warunków cieplnych procesu nagrzewania tarciowego i przeanalizowano ich wpływ na budowę zgrzeiny. z badań wynika, że metodą fsw można uzyskać złącza o wysokiej i powtarzalnej jakości, w szerokim zakresie parametrów zgrzewania. złącza charakteryzują się typową dla fsw budową strukturalną i mają wysokie właściwości wytrzymałościowe. trudnością, wiążącą się z procesem fsw, jest pozostały po procesie otwór technologiczny – ślad po wycofywanym narzędziu, znacznie obniżający wytrzymałość tego odcinka zgrzeiny obwodowej. otwór technologiczny na końcu zgrzeiny wykonywanej na pobocznicy elementów walcowych poważnie ogranicza możliwość zastosowania produkcyjnego tej metody. wstępne wyniki badan zgrzewania blach nowo opracowaną metodą z narzędziem, na powierzchni roboczej którego nacięto rowek w postaci spirali, wykazały znaczny wpływ warunków zgrzewania na jakość złączy. wytrzymałość złączy zależała głównie od prędkości obrotowej narzędzia oraz w mniejszym stopniu od prędkości zgrzewania. największą wytrzymałość uzyskują złącza wykonywane przy niskiej prędkości obrotowej – 450 obr/min. wraz ze wzrostem prędkości obrotowej wytrzymałość gwałtownie spada. zależność ta występuje dla przebadanych prędkości zgrzewania: 280, 450 i 560 mm/min (rys. 8). wytrzymałość złącza wiąże się z budową strukturalną zgrzeiny. stwierdzono, analizując makrostruktury zgrzein wykonanych w różnych warunkach prowadzenia procesu zgrzewania, że im mniejsza jest prędkość obrotowa narzędzia, tym większa jest głębokość jego oddziaływania i związana z tym grubość zgrzeiny g (tabl. iii). przy małej prędkości obrotowej narzędzia grubość zgrzeiny sięga grubości zgrzewanych blach, natomiast przy maksymalnej prędkości obrotowej uwzględnionej w badaniach (1120 obr/min) stanowi jedynie 5% grubości blach. korzystając z wyników badań zgrzewania blach dobrano warunki zgrzewania elementów rurowych, gwarantujące uzyskanie odpowiednich właściwości złącza zgrzewanego i tym samym właściwe parametry jego eksploatacji. opracowano konstrukcję pokrywy przydatną do zgrzewania tarciowego (rys. 2) oraz narzędzie do zgrzewania (tabl. i). przeprowadzono cykl badań zgrzewania tarciowego z zastosowaniem narzędzia z naciętą spiralą na płaskiej powierzchni roboczej. analizując proces zgrzewania od strony warunków cieplnych tarcia stwierdzono, że przy najmniejszych prędkościach obrotowych narzędzia, korzystnych z punktu widzenia wytrzymałości złącza, temperatura procesu jest najniższa i wzrasta wraz ze wzrostem prędkości obrotowej tarcia oraz prędkości zgrzewania. moment tarcia zaś spada wraz ze wzrostem prędkości obrotowej narzędzia (rys. 11). można stwierdzić, że przy wzrastającej prędkości tarcia proces odkształcania materiału siłami tarcia odbywa się w coraz wyższej temperaturze, przy spadającej wytrzymałości i objętości odkształcanego materiału. z przeprowadzonych badań i analiz wynika, że aby uzyskać złącze o odpowiedniej jakości, należy prowadzić proces zgrzewania przy stosunkowo niskiej prędkości tarcia, czyli niskiej prędkości obrotowej i małej prędkości zgrzewania, wówczas temperatura procesu będzie najniższa, a zgrzeina będzie rozbudowana na wystarczającą głębokość. odrębny problem stanowi wzrost temperatury i kumulowanie się ciepła wzdłuż linii zgrzewania rury, obserwowany we wszystkich przebadanych warunkach procesu (rys. 10). jednak jak stwierdzono, nie wpływa on istotnie na budowę strukturalną zgrzeiny. przy odpowiednim zestawie parametrów ruchu narzędzia uzyskano zgrzeinę ciągłą o wystarczającej grubości i szczelności wzdłuż całej linii zgrzewania (rys. 12). wpływ kumulowanego się ciepła w badanej konfiguracji elementów na przebieg procesu zgrzewania jest w dalszym ciągu badany. nowa technologia zgrzewania tarciowego, wykorzystująca specjalnie ukształtowane narzędzie, odpowiednio ustawione podczas procesu zgrzewania względem osi elementów (rys. 3a), spełniła wszystkie warunki, jakie musi spełniać technologia przewidziana do zastosowania produkcyjnego. średnicę narzędzia w części roboczej ustalono na 14 lub 15 mm, w zależności od sztywności i mocy urządzenia do zgrzewania i wydajności procesu. dla obu narzędzi uzyskano w instytucie spawalnictwa odpowiednią jakość zgrzeiny. najkorzystniejsza z punktu widzenia jakości i wydajności procesu okazała się prędkość zgrzewania 430 mm/min. przy tej prędkości czas zgrzewania całego obwodu wynosi ok. 0,5 s, co gwarantuje wystarczającą płynność produkcji. przy ustalonych warunkach prowadzenia procesu zgrzeina na całym obwodzie zgrzewania ma grubość ok. 2 mm i stanowi szczelne połączenie pokrywy z rurą (rys. 13). ocenę wytrzymałości tak uzyskanego złącza prowadzono głównie na podstawie badań 36 przegląd spawalnictwa 11/2011 zgrzewania ulegały zniszczeniu przez rozerwanie rury, przy zachowaniu spójności zgrzein. jak sprawdzono, obróbka skrawaniem powierzchni prawidłowo wykonanych złączy nie obniża jakości połączeń poniżej wymaganego poziomu. głębokość skrawania nie może być jednak większa niż 0,5 mm. szczelności w próbie ciśnieniowej. wszystkie złącza uzyskiwały wystarczającą wytrzymałość, nie ulegając zniszczeniu przy wymaganym ciśnieniu próbnym 10 mpa. w zależności od warunków zgrzewania złącza ulegały zniszczeniu przy ciśnieniu 11÷15 mpa. elementy wykonywane przy najmniejszej prędkości wnioski szczelne połączenie pokrywy z rurą, wykonane z niespawalnego stopu aluminium en aw 2017a, można uzyskać metodą zgrzewania tarciowego z niezużywającym się narzędziem trącym. najlepszą jakość połączenia uzyskuje się przy stosunkowo niewielkich prędkościach obrotowych narzędzia i małej prędkości zgrzewania. wzrost prędkości obrotowej tarcia powoduje spadek głębokości oddziaływania narzędzia i zmniejszenie grubości zgrzeiny. temperatura obszaru zgrzewania wzrasta wraz ze wzrostem prędkości tarcia. literatura [1] thomas w.m. friction stir butt welding. int. patent application. pct/gb92/02203. 1991. [2] mroczka k., dutkiewicz j., pietras a.: characterization of friction stir welds of 6013 and 6013/2017a aluminium alloy sheets. inżynieria materiałowa, 31 nr 3/ 2010, 586-589. [3] węglowski m.s., pietras a., węglowska a.: effect of welding parameters on mechanical and microstructural properties of al 2024 joints produced by friction stir welding. journal of kones powertrain and transport, vol. 19, nr 1/2009, s. 523-532. temperatura obszaru zgrzewania wzrasta podczas procesu wzdłuż linii zgrzewania na skutek kumulowania się ciepła w materiale rury i pokrywy. wzrost ten nie wpływa jednak na budowę strukturalną zgrzeiny. narzędzie bez dodatkowego trzpienia może być zastosowane do zgrzewania blach i płyt. głębokość oddziaływania narzędzia, jak i związane z tym grubość zgrzeiny i jej nośność zależą od prędkości zgrzewania. użyteczne połączenia można uzyskać dla bardzo niskich wydajności procesu. [4] guohong luan., guang li., weibing wang, ju kang.: the fundamental research of the friction flow welding. the 8th international friction stir welding symposium, germany, 18-20 may 2010. [5] opracowanie i wdrożenie technologii zgrzewania obwodowego tarciowego głowicy z tuleją siłownika pneumatycznego. praca badawcza dla rewa sp z o.o. nr b-182/2009. [6] zgłoszenie do up rp nr p.390268. sposób zgrzewania tarciowego doczołowego blaszanych zaślepek z korpusem chłodnicy. polskie towarzystwo spawalnicze oddział w opolu informuje o organizacji xviii konferencji spawalniczej „spawanie w energetyce” w dniach od 24 do 26 kwietnia 2012 r. w ośrodku ziemowit w jarnołtówku – sesje referatowe – wystawy techniczne – imprezy towarzyszące wszystkich zainteresowanych udziałem w konferencji zapraszamy do skontaktowania się z polskim towarzystwem spawalniczym – oddział w opolu. dodatkowe informacje: pocica anna, tel. 48 77 400 62 51, e-mail: a.pocica@po.opole.pl derwich tomasz, tel. 48 77 401 92 95, e-mail: tomasz.derwich@esab.pl korespondencję prosimy kierować pod adresem: polskie towarzystwo spawalnicze – oddział w opolu ul. a. struga 10, 45-073 opole (fax: 48 77 401 92 01) 201209_pspaw.pdf 20 przegląd spawalnictwa 9/2012 aleksandra małachowska marcin winnicki andrzej ambroziak analiza numeryczna mechanizmu wiązania proszku cyny z powierzchnią tworzywa sztucznego w procesie natryskiwania na zimno numerical simulation of tin powder spraying   onto abs substrate plastic in the cold spray method mgr inż. aleksandra małachowska, mgr inż. marcin winnicki, dr hab. inż. andrzej ambroziak, prof. pwr – politechnika wrocławska. streszczenie w procesie nanoszenia powłok metodą cold spray cząsteczki są przyspieszane do dużych prędkości za pomocą rozgrzanego i sprężonego gazu, a po uderzeniu w podłoże osadzają się wskutek deformacji plastycznej. ze względu na niską temperaturę występującą w tej metodzie wydaje się ona odpowiednia do metalizacji tworzyw sztucznych. w artykule zawarto analizę literaturową z zakresu metalizacji tworzyw sztucznych. przedstawiono wyniki symulacji numerycznej mes nanoszenia proszku cyny na podłoże z tworzywa abs. analizie zostały poddane pola temperatury podczas procesu nanoszenia. otrzymane wyniki zweryfikowano w oparciu o zdjęcia z mikroskopu skaningowego. abstract in cold spray process particles are accelerated to high speed by heated and compressed gas, and after impact deposited on the substrate as a result of plastic deformation. due to the low temperatures during the process the cold spray method seems to be appropriate to the metallization of plastics. the article includes analysis of the literature of plastics metallization. the results of numerical simulation of tin powder spraying onto abs substrate plastic are presented. the temperature fields during the spraying process are analyzed. the obtained results are verified on the basis of scanning microscope images. wstęp metoda natryskiwania na zimno (cold spray) wynaleziona w latach 80 ub.w. w rosji należy do najnowszej generacji metod natryskiwania cieplnego. istota jej działania opiera się na przyspieszeniu nanoszonego proszku w strumieniu sprężonego i podgrzanego gazu do prędkości naddźwiękowych przy zastosowaniu zbieżno-rozbieżnej dyszy de lavala. w zależności od stosowanego ciśnienia gazu wyróżnia się dwie odmiany natryskiwania na zimno: niskoi wysokociśnieniową. w przypadku metody niskociśnieniowej gazem roboczym jest najczęściej powietrze o ciśnieniu do 1 mpa, a nagrzewnica umieszczona jest w palniku. proszek wprowadzany jest radialnie tuż za przewężeniem (rys. 1). rys. 1. schemat metody niskociśnieniowego natryskiwania na zimno [1] fig. 1. scheme of low presure cold spray method [1] 21przegląd spawalnictwa 9/2012 umożliwia to uzyskanie prędkości do 700 m/s, co pozwala na przenoszenie proszków metali ciągliwych: cu, al, ni, zn i sn [1, 2]. w przypadku metody wysokociśnieniowej możliwe jest osiągnięcie prędkości nawet do 1200 m/s i tym samym poszerzenie zakresu nanoszonych proszków m.in. o proszki ti, si, ta, ag, wc, ha, jak również zwiększenie wydajności nanoszenia. zwiększenie prędkości osiąga się przez zastosowanie jako gazu roboczego lub bądź helu o ciśnieniu powyżej 1 mpa i nagrzewnicy o większej mocy stanowiącej osobny element [2, 3]. połączenie w metodzie cold spray w przypadku metali powstaje wskutek odkształcenia mechanicznego materiału podłoża i cząstki. podczas uderzenia cząstki o wysokiej energii kinetycznej dochodzi do wzrostu temperatury w miejscu styku z podłożem i tym samym zmiękczania materiału ułatwiającego jego plastyczne odkształcenie. pojawia się adiabatyczne ścinanie i w rezultacie przepływ uplastycznionego materiału, wraz z którym usuwana jest otoczka tlenków znajdujących się na podłożu i na cząsteczce, co umożliwia połączenie czystych materiałów [3]. prędkość, przy której cząsteczki mają dostateczną energię kinetyczną, by doszło do osadzenia 50% natryskiwanego materiału, określana jest jako prędkość krytyczna [3]. zależy ona od właściwości natryskiwanego materiału, a także rodzaju podłoża. wraz ze wzrostem prędkości wzrasta też ilość osadzonego materiału – aż do 100%. jednak przy zbyt dużych prędkościach a tym samym zbyt dużej energii kinetycznej może dojść do erozji substratu. obszar osadzania materiału występuje więc pomiędzy prędkością krytyczną a prędkością powodującą erozję, przy czym najlepsze właściwości powłok uzyskuje się przy zastosowaniu górnych dopuszczalnych prędkości [3]. jedną z głównych zalet metody cold spray jest niska temperatura procesu umożliwiająca nanoszenie powłok na materiały termicznie wrażliwe, takie jak tworzywa sztuczne. o ile w przypadku natryskiwania proszków metali na podłoże metalowe dostępnych jest wiele publikacji dotyczących mechanizmu wiązania powłoki do podłoża, to temat metalizacji powierzchni tworzyw sztucznych wciąż nie jest dokładnie zbadany. tymczasem w przemyśle wzrasta systematycznie udział tworzyw sztucznych, dlatego istotna jest możliwość modyfikacji ich powierzchni, w tym metalizacja pełniąca funkcje np. powłoki ochronnej, bądź też przewodzącej. stan zagadnienia natryskiwanie powłok metalowych na tworzywa za pomocą cold spray wydaje się perspektywiczną metodą, ze względu na brak wpływu ciepła oraz stosunkowo niskie koszty. w literaturze światowej można znaleźć informacje o udanym natryskiwaniu powłok metalowych na tworzywa, m.in. cyny na pc/abs, polipropylen, polistyren i poliamid-6 [4]; miedzi na pa66 [5], a także aluminium na peek450ca30 [6]. uzyskane powłoki były gęste o małej porowatości. w przypadku nanoszenia miedzi na abs oraz kompozyt wzmacniany włóknem szklanym osadzanie zależało od doboru parametrów, zwłaszcza ciśnienia gazu, a tym samym prędkości cząstek. korzystne parametry procesu, przy których udało się uzyskać cienką powłokę, to niskociśnieniowe natryskiwanie (0,5 mpa) bez podgrzania gazu. przy zastosowaniu ciśnienia 3 mpa bez podgrzania i tym samym podwyższeniu prędkości cząsteczek obserwowano głównie erozję substratu [4]. w pracy [5] odnotowano jednak, że po uzyskaniu pierwszej szczelnej powłoki miedzi nie następuje dalsze osadzanie, co jest spowodowane zmianą rodzaju podłoża na metalowe a tym samym potrzebę zastosowania wyższych prędkości. w przypadku cyny udało się uzyskać szczelną powłokę o grubości 45÷100 μm przy zastosowaniu azotu o ciśnieniu 3 mpa bez podgrzania i przy obliczonej prędkości cząsteczek 310 m/s. wytworzona powłoka charakteryzowała się dobrą przewodnością [4]. na podstawie badań opisano zachowanie różnych proszków metalowych przy nanoszeniu na tworzywo, co przedstawiono na rysunku 2. materiały o dużej gęstości i wysokiej prędkości krytycznej generują dużą energię uderzenia e zgodnie ze wzorem e = 1/2mv2, gdzie: m – masa, v – prędkość krytyczna, co może spowodować duże naprężenia i uszkodzenie powierzchni polimeru. dla miedzi energia pojedynczego uderzenia cząstki wynosi e = 0,2 mj. natomiast w przypadku cyny potrzebne są dużo mniejsze prędkości krytyczne, dlatego też generowana energia jest 10,7 razy mniejsza niż w przypadku miedzi. metale lekkie charakteryzujące się małą gęstością, np. aluminium, aby wygenerować potrzebną energię, wymagają dużych prędkości [4]. warto jednak zaznaczyć, że ponieważ nie stosowano podgrzewania gazu, uzyskiwane prędkości były stosunkowo niskie w odniesieniu do zastosowanych ciśnień, nie występowało również zmiękczanie polimeru. w pracy [7] zaproponowano model wiązania cząsteczek ceramiki tio2 z tworzywem psu. podczas nanoszenia powłoki następuje zagłębianie się cząsteczek w powierzchnię tworzywa i jego wpływkę, która następnie działa jako czynnik wiążący (rys. 2) [7]. rys. 2. wpływ energii uderzenia proszku metalu na możliwość osadzania na powierzchni polimerów [4] fig. 2. effect of impact energy to the possibility of metal powder deposition on the surface of polymers [4] 22 przegląd spawalnictwa 9/2012 rys. 2. przekrój tworzywa psu pokrytego tio2 (a), model wiązania powłoki z podłożem na powierzchni tworzywa (b) [7] fig. 2. cross-section of psu coated by tio2 (a) and the model of coating and substrate joining [7] obecnie do najczęściej metalizowanych tworzyw zalicza się sztucznych abs (akrylonitryl – butadienstyren). jest to termoplastyczne amorficzne tworzywo o dużej gęstości oraz dużej odporności termicznej i chemicznej. dzięki dobrym właściwościom mechanicznym, a także niskiej gęstości umożliwiającej zmniejszenie końcowej wagi produktu znalazło szerokie zastosowanie w przemyśle m.in. na osłony lusterek samochodowych czy elementy osłony silnika [8]. metalizacja powierzchni abs wykonywana jest zarówno ze względu na jej ochronę, jak i względy dekoracyjne. obecnie wykorzystuje się w tym celu m.in. metalizację chemiczną czy też elektrochemiczną. na podstawie informacji literaturowych [4] wydaje się, że perspektywiczną metodą metalizacji powierzchni tworzywa abs mogłoby być natryskiwanie metodą cold spray. materiały i metodyka badań w celu przeanalizowania możliwości metalizacji powierzchni tworzywa abs za pomocą metody cold spray postanowiono przeprowadzić symulację numeryczną i zweryfikować jej wyniki doświadczalnie. do symulacji numerycznej wybrano model materiałowy johnsona-cooka uwzględniający uplastycznienie termiczne. jest on powszechnie stosowany do modelowania zjawisk zachodzących podczas uderzeń przy dużych prędkościach, wysokich prędkościach odkształceń i dużych odkształceniach plastycznych. efektywne naprężenie w modelu johnsona-cooka wynosi [9]: (1) gdzie: σ – efektywne naprężenie, εp n – efektywne odkształcenie plastyczne, ε* – znormalizowana prędkość odkształcenia plastycznego wyznaczona z εp/ εo, a, b, c, n, m – stałe materiałowe, t* – temperatura unormowana określona zależnością: (2) gdzie: tm – temperatura topnienia, tr – temperatura odniesienia. dane do modelu johnsona-cooka (tabl. i) zostały zaczerpnięte z opracowań [10, 11]. w przypadku tworzywa dostępne dane zostały wyznaczone przy dużo niższych prędkościach odkształcenia niż osiągane podczas natryskiwania cold spray. symulacja numeryczna została wykonana w programie abaqus 10 w module dynamic-temp -disp-explicit z wykorzystaniem współrzędnych materiałowych lagrange’a. do symulacji przyjęto wielkość cząstek 20 μm. jako podłoże wybrano walec o promieniu dwukrotnie większym od średnicy cząsteczki. i wysokości 45 μm. model został podzielony w celu poprawy jakości siatki. w miejscu styku cząsteczki z podłożem podczas uderzenia siatka została zagęszczona (rys. 3). wykorzystano elementy 8-węzłowe o stopniach swobody przemieszczenia i temperatury c3d8rt. wielkość elementów siatki wyniosła 1 μm zarówno dla cząsteczki, jak i dla podłoża. wybrano formułę kontaktu powierzchnia-do-powierzchni. współczynnik tarcia między tworzywem abs a cyną przyjęto na poziomie 0,30, opierając się na współczynniku tarcia między tworzywem abs a stalą [12]. wzrost temperatury bazuje na powszechnie przyjętym założeniu, że 90% uplastycznienia i cała praca tarcia zamieniana jest w ciepło. szczególnie ważnym elementem podczas symulacji za pomocą algorytmu langrage’a jest możliwość dużego zniekształcenia elementów przy powierzchni kontaktu, zwłaszcza w przypadku dużych prędkości. dlatego tak ważne jest dobranie odpowiednich parametrów siatki. odkształcenie elementów było kontrolowane za pomocą tłumienia energii hourglass i dopuszczalnego stopnia zniekształcenia elementu. zdecydowano się również na zastosowanie algorytmu ale adaptive mesh w celu zapobieżenia znacznej deformacji siatki. okazało się jednak, że podobnie jak w przypadku metali [13, 14], algorytm ten nie wpłynął na polepszenie jakości wyników. tablica i. dane materiałowe zastosowane do symulacji [10, 11] table i. materials data for simulation [10, 11] parametry j-c abs snag3,5 a, mpa 39 29 b, mpa 48 243 c 0,53 0,0956 m 0,879 0,8 n 1,5 0,703 tt,°c 26,85 25 tm,°c 239,85 228 ε, s-1 8 x 10-4 1 właściwości ogólne i termiczne gęstość, kg/m3 1050 7360 ciepło właściwe, j • kg-1k-1 1500 220 przewodność cieplna, w • m-1k-1 0,17 67 rozszerzalność cieplna 7,38e-05 2,27e-05 β 0,9 0,9 modul younga, gpa 2,3 45 współczynnik poissona 0,39 0,33 a) b) 1 warstwa 2, 3...n warstwa podłoże polimerowe wyciśnięty polimer działający jak spoiwo 23przegląd spawalnictwa 9/2012 ze względu na późniejszą weryfikację doświadczalną badań numerycznych zdecydowano się przyjąć parametry nanoszenia możliwe do ustawienia na posiadanym urządzeniu dymet 413. prędkości i temperatura cząsteczek cyny zostały wyliczone przy założeniu jednowymiarowego izentropowego przepływu gazu przez dyszę de lavala. szczegółowo proces wyliczania prędkości został podany w [15]. istotne jest, że obliczona w ten sposób prędkość dotyczy pojedynczej cząstki o wielkości 20 μm poruszającej się w osi dyszy tuż przed jej opuszczeniem. w przypadku cząstek o większej średnicy uzyskiwane prędkości są mniejsze. w obliczeniach nie uwzględnia się również zmniejszenia prędkości wskutek powstającej przy wyjściu z dyszy oraz przy powierzchni substratu fali uderzeniowej, a także wpływu ilości podawanego proszku [16]. wyniki badań w przypadku nanoszenia powłoki metalowej na tworzywo kluczowym parametrem jest temperatura, dlatego zbadano jej przebieg przy różnych parametrach procesu nanoszenia. w przypadku przyjęcia wyjściowej prędkości i temperatury cząstki na poziomie odpowiednio 236 m/s i -3°c (nr 1, tabl. ii) cząsteczka jedynie częściowo wbija się w tworzywo, doznając przy tym nieznacznych odkształceń (rys. 4a). temperatura cząsteczki praktycznie nie ulega zmianie, podczas gdy podłoże nagrzewa się do temperatury 127°c, co stanowi ok. połowę temperatury topnienia tworzywa abs. wyliczona prędkość cząsteczki 236 m/s wydaje się za niska, by zaszło osadzenie powłoki. począwszy od parametrów natryskiwania nr 2 (tabl. ii) cząsteczki wbijają się w materiał podłoża, przy czym głębokość wbicia zależy od prędkości początkowej cząsteczki, a także jej temperatury (rys. 4b÷h). jednocześnie rys. 3. siatka z zaznaczonym zagęszczonym obszarem fig. 3. grid view of the marked area of dense grid tablica ii. parametry nanoszenia proszku cyny na podłoże wykonane z tworzywa abs table ii. parameters for coating of tin powder on the abs substrate nr próby ciśnienie nastawione na urządzeniu p, mpa temperatura nastawiona na urządzeniu t, °c prędkość cząsteczki vp, m/s temperatura cząsteczki tp, °c 1 0,1 20 236 -3 2 0,2 20 325 2 3 0,3 20 371 5 4 0,4 20 412 8 5 0,5 20 479 12 6 0,5 200 501 62 7 0,6 20 519 15 8 0,6 200 537 63 rys. 4. pola temperatury po osadzeniu cząstki o prędkości: a) 236 m/s, b) 325 m/s, c) 371 m/s, d) 412 m/s, e) 479 m/s, f) 501 m/s, g) 519 m/s, h) 537 m/s (parametry procesu podano w tablicy ii) fig. 4. fields of temperature after particle deposition with the speed of: a) 236 m/s, b) 325 m/s, c) 371 m/s, d) 412 m/s, e) 479 m/s, f) 501 m/s, g) 519 m/s, h) 537 m/s (process parameters in table ii) a) b) c) d) e) f) g) h) 24 przegląd spawalnictwa 9/2012 dochodzi do silnego odkształcenia materiału podłoża i jego nagrzania w miejscach najintensywniejszego kontaktu powyżej temperatury topnienia abs (238oc). nie zaobserwowano natomiast, niezależnie od wyjściowej prędkości, znacznego odkształcenia cząstki. wyliczony współczynnik spłaszczenia wyniósł we wszystkich przypadkach ok. 9%. jest to miara zmiany wysokości cząsteczki względem pierwotnej średnicy, obliczona wg [17]: (3) gdzie: rp – współczynnik spłaszczenia, %; dp – średnica cząstki, μm; hp – wysokość cząsteczki po deformacji, μm. w przypadku zwiększenia początkowej temperatury (nr 6, 8, tabl. ii) dochodziło do większych odkształceń cząstek. występował również większy wzrost temperatury cząstek przy jednoczesnym obniżeniu temperatury podłoża w stosunku do zbliżonych prędkości, ale bez podgrzania. ze względu na istotny wpływ temperatury na sposób odkształcenia cząstki postanowiono dodatkowo porównać cząstki o takiej samej prędkości 400 m/s, ale w dwóch wariantach temperatury: 12 i 62°c. w obydwu wariantach nastąpiło zbliżone zagłębienie cząstki w podłoże. zaobserwowano natomiast większe odkształcenie cząsteczki cyny przy podwyższonej temperaturze. znacząca była również różnica naprężeń w materiale cząsteczki sięgająca prawie 100 mpa, co wynika z łatwiejszego odkształcania materiału podgrzanej cząsteczki (rys. 5). temperatura podłoża zarówno w jednym, jak i drugim przypadku przekroczyła temperaturę topnienia, co wynika z siły tarcia rys. 5. pole naprężeń po osadzeniu cząstki o temperaturze początkowej: a) 12°c, b) 62°c fig. 5. view of the stress field after deposition of particles with initial temperature of: a) 12°c, b) 62°c rys. 6. pole temperatury po osadzeniu cząstki o temperaturze początkowej: a) 12°c, b) 62oc fig. 6. view of the temperature field after deposition of particles with initial temperature of: a) 12°c, b) 62°c rys. 7. oznaczenie analizowanych elementów podłoża i cząsteczki fig. 7. designation of analyzed parts of substrate and particle rys. 8. wykres temperatury w funkcji czasu dla elementów cząsteczki: a) nr 1, b) nr 2, c) nr 3 (oznaczenia wg rys. 7) fig. 8. chart of tempersature in time function for particle parts: a) no 1, b) no 2, c) no 3 (designation acc. to fig. 7) występujących między cząsteczką a materiałem podłoża. osiągnięta przez podłoże temperatura w obu przypadkach wykraczała poza temperaturę topnienia tworzywa abs (228°c), chociaż w przypadku podgrzania gazu temperatura cząsteczki była wyższa (rys. 6). przeprowadzono również monitoring temperatury w pojedynczych elementach oznaczonych na rysunku 7. a) a) b) b) a) b) c) 25przegląd spawalnictwa 9/2012 rys. 9. wykres temperatury w funkcji czasu dla elementów podłoża przy wyjściowej temperaturze uderzającej cząsteczki: a) 12°c, b) 62 °c (oznaczenia wg rys. 7) fig. 9. chart of temperature in time function for substrate parts in the initial temperature of particle: a) 12°c, b) 62°c (designation acc. to fig. 7) na wykresach temperatury w funkcji czasu dla elementów cząsteczki widać, że temperatura w żadnym wypadku nie przekroczyła 130°c (rys. 8). krzywe temperaturowe dla obydwu przypadków mają zbliżoną postać, są jedynie przesunięte o wartość wstępnego podgrzania cząsteczki, co oznacza, że praca tarcia w obydwu przypadkach była zbliżona. najwyższa temperatura osiągana jest w elemencie 3. w przypadku krzywych temperaturowych wyznaczonych dla elementów podłoża widać, że dla elementów położonych dalej od punktu styku cząsteczki z podłożem występuje opóżnienie we wzroście temperatury (rys. 9). uderzenie cząsteczki wstępnie podgrzanej skutkuje łagodniejszym wzrostem temperatury podłoża. jest to być może wynikiem zmiękczania materiału cząsteki i tym samym mniejszymi naprężeniami potrzebnymi do jej odkształcenia. wyniki symulacji porównano ze zdjęciami powierzchni próbek z tworzywa abs pokrytych powłoką cyny. powłoki naniesiono za pomocą urządzenia do niskociśnieniowego natryskiwania na zimno dymet 413, przy wykorzystaniu sferycznego proszku stopu cyny sn97cu3 o ziarnistości poniżej 71 μm, wytworzonego w procesie atomizacji (rys. 10). jako gaz roboczy zastosowano powietrze. w przypadku pierwszych trzech nastaw urządzenia (nr 1÷3, tabl. ii) nie zaobserwowano osadzania się powłoki na podłożu z tworzywa abs, mimo że symulacja pokazuje wbijanie się cząstek w podłoże od parametrów nr 2 (tabl. ii). biorąc pod uwagę, że prędkość krytyczna dla cyny, przy nanoszeniu na podłoże metalowe, kształtuje się na poziomie 160÷180 m/s, wydaje się, że powinno dojść do jej osadzania, mimo miękkiego podłoża [18]. przypuszczenie to potwierdza uzyskanie szczelnej powłoki cyny na powierzchni substratu abs/pc przy zastosowaniu prędkości 310 m/s [4]. wartość prędkości została obliczona metodą symulacji [4]. ponieważ osadzanie cząsteczek cyny jednak nie nastąpiło, wydaje się, że tuż przed uderzeniem w substrat mają one mniejszą prędkość niż obliczona na podstawie izentropowego przepływu gazu. najbardziej prawdopodobną przyczyną obniżenia prędkości jest duża ilość podawanego proszku. zagłębianie się cząstek w podłoże w sposób zgodny z wynikami symulacji numerycznej jest widoczne dopiero od parametrów nanoszenia nr 5 (tabl. ii) o obliczonej prędkości cząsteczek 479 m/s i temperaturze 12oc (rys. 12). podgrzanie gazu przy tym samym ciśnieniu i tym samym podwyższenie temperatury cząsteczki do 62°c (nr 6, tabl. ii) skutkuje większym zagłębieniem cząstki (rys. 12b). podobny efekt można zaobserwować przy porównaniu powłok uzyskanych przy zastosowaniu parametrów 7 i 8 (tabl. ii), przy których różnica między obliczoną prędkością wynosi zaledwie 18 m/s, natomiast różnica temperatury 48°c. w przypadku podgrzania rys. 10. proszek cyny (sn97cu3) zastosowany do natryskiwania fig. 10. tin powder (sn97cu3) used fot spraying rys. 11. powłoka cyny na powierzchni tworzywa abs przy parametrach nanoszenia nr 4 wg tabl. ii (a), powiększone obrzeże powłoki (b) fig. 11. tin coating on the abs substrate made with parameters from no. 4 in table ii (a), the edge of coating in higher magnitude (b) a) b) a) b) 26 przegląd spawalnictwa 9/2012 gazu praktycznie nieodkształcone cząstki wbijają się w substrat, natomiast bez podgrzewania występuje większe odkształcenie uderzających cząstek. różnica ta jest prawdopodobnie spowodowana mięknięciem polimeru pod wpływem temperatury i tym samym mniejszą energią potrzebną do jego odkształcenia. rys. 12. widok cząsteczki cyny na powierzchni tworzywa abs przy parametrach nanoszenia wg tablicy ii: a) nr 5, b) nr 6, c) nr 7, d) nr 8 fig. 12. tin particle on the abs substrate made with parameters from table ii: a) no. 5, b) no. 6, c) no. 7, d) no. 8 wnioski na podstawie przeprowadzonych badań można wyciągnąć następujące wnioski: – możliwe jest wytworzenie szczelnych powłok cynowych na tworzywie abs za pomocą natryskiwania na zimno, przy czym kluczową rolę w procesie odgrywa prędkość i temperatura, – energia uderzenia cząstki cyny powoduje jej zagłębienie się w materiał podłoża, literatura [1] xian-jin n., jae-hoon j., hyung-jun k.: the effects of powder properties on in-flight particle velocity and deposition process during low pressure cold spray process, applied surface science, 2007, vol. 253, s. 7449-7455. [2] winnicki m., kocimski j., a. ambroziak a.: porównanie wydajności procesu dwóch metod natryskiwania na zimno: nisko i wysokociśnieniowej, xxxix szkoła inżynierii materiałowej, kraków-krynica, 27-30 ix 2011: [monografia pod red. jerzego pacyny]. kraków 2011, s. 247-252. [3] klassen t., gärtner f., schmidt t., kliemann j.-o., onizawa k., donner k.-r., gutzmann h., binder k., kreye h.: basic principles and application potentials of cold gas spraying, mat.-wiss. u. werkstofftech, 2010, vol. 41, no. 7, s. 575-584. [4] lupoi r., o’neill w.: deposition of metallic coatings on polymer surfaces using cold spray, surface & coatings technology, vol. 205 (2010), s. 2167-2173. [5] barletta m., gisario a., tagliaferri v.: electrostatic spray deposition (esd) of polymeric powders on thermoplastic (pa66) substrate, surface & coatings technology, vol. 201 (2006), s. 296-308. [6] zhou x.l., chen a.f., liu j.c., wu x.k., zhang j.s.: preparation of metallic coatings on polymer matrix composites by cold spray, surface & coatings technology, vol. 206 (2011), s. 132-136. [7] burlacov i., jirkovský j., kavanb l., ballhorn r.: heimannd r.b.,cold gas dynamic spraying (cgds) of tio2 (anatase) powders onto poly(sulfone) substrates: microstructural characterisation and photocatalytic efficiency, journal of photochemistry and photobiology a: chemistry, 2007, vol. 187, s. 285-292. [8] hyla i.: tworzywa sztuczne. właściwości – przetwórstwo – zastosowanie, gliwice 2000. [10] louche h., piette-coudol f., arrieux r., issartel j.: an experimental and modeling study of the thermomechanical behavior of an abs polymer structural component during an impact test, international journal of impact engineering vol. 36 (2009), s. 847-861. – największy wzrost temperatury występuje w miejscach największego odkształcenia cząsteczki, – wzrost temperatury uderzającej cząsteczki powoduje zmniejszenie występujących w niej podczas uderzenia naprężeń i odkształceń. [11] qin fei, an tong, chen na: strain rate effect and johnson -cook models of lead-free solder alloys, electronic packaging technology & high density packaging, 2008. icept-hdp 2008. international conference. [12] pouzada a.s., ferreira e.c., pontes a.j.: friction properties of moulding thermoplastics, polymer testing, 2006, vol. 25, s. 1017-1023. [13] wen-ya li, wei gao: some aspects on 3d numerical modeling of high velocity impact of particles in cold spraying by explict finite element analysis, applied surface science 255 (2009), s. 7878-7892. [14] wen-ya li, chao zhang, chang-jiu li, hanlin liao: modeling aspects of high velocity impact of particles in cold spraying by explicit finite element analysis, journal of thermal spray technology, mid-december 2009, vol. 18 (5-6), s. 921-933. [15] winnicki m., małachowska a., ambroziak a.: badania numeryczne tworzenia powłoki z cyny na podłożu aluminiowym metodą lcps, zeszyty naukowe politechniki warszawskiej, praca w druku. [16] gilmore d.l., dykhuizen r.c., neiser r.a., roemer t.j., smith m.f.: particle velocity and deposition efficiency in the cold spray process, journal of thermal spray technology, 1999, vol. 8(4), s. 576-582. [17] ghelichi r., bagherifard s., guagliano m., verani m.: numerical simulation of cold spray coating, surface & coatings technology, 2011, vol. 205, s. 5294-5301. [18] schmidt t., assadi h., gärtner f., richter h., stoltenhoff t., kreye h., klassen t.: from particle acceleration to impact and bonding in cold spraying, journal of thermal spray technology, mid-december 2009, vol. 18(5-6), s. 794-808. 201406_05 golański 32 przegląd spawalnictwa 6/2014 modelowanie numeryczne ugięcia podstawy robotów przemysłowych numerical modelling of the deflection   of industrial robots’ support streszczenie instalacja robota przemysłowego wymaga zapewnienia jego sztywnego zamocowania do podłoża oraz do maszyn i urządzeń stanowiska, które mają bezpośredni wpływ na realizowany proces technologiczny. w odniesieniu do stanowisk autonomicznych, np. spawalniczych, dobrą praktyką jest instalacja robota i pozycjonera na wspólnej ramie, podłodze lub podeście. w artykule przedstawiono studium modelowania numerycznego mes ramy nośnej stanowiska zrobotyzowanego, obrazujące proponowaną metodykę obliczeniową oraz podstawowe zalecenia projektowe dla tego typu konstrukcji. słowa kluczowe: podstawa robota, robot przemysłowy, mes, stanowisko zrobotyzowane abstract the industrial robot installation requires rigid fixing of the robot to the substrate and to other machines and equipment, which have directly affect the technology processing. in relation to independent installations e.g. welding installations, a good practice is installing the robot and positioner on a joint frame, floor or platform. the article presents the study of numerical modeling (fem) of a support frame of robotized installation, showing the calculation methodology and basic design guidelines for this type of construction. keywords: robot support, industrial robot, fem, robotized installation dariusz golański paweł cegielski paweł giżyński andrzej kolasa dr hab. inż. dariusz golański, prof. nzw. pw; dr inż. paweł cegielski, mgr inż. paweł giżyński, dr hab. inż. andrzej kolasa, prof. nzw. pw – politechnika warszawska. autor korespondencyjny/corresponding author: dgol@wip.pw.edu.pl wstęp budowa i konfiguracja zrobotyzowanego stanowiska produkcyjnego, w tym spawalniczego, wymaga nie tylko zgromadzenia odpowiednich maszyn i wyposażenia technologicznego, ale także ich prawidłowej instalacji mechanicznej, zabezpieczenia zgodnie z obowiązującymi przepisami oraz stworzenia systemu połączeń sygnałowych pomiędzy poszczególnymi urządzeniami i systemami [3, 8]. jedną z podstawowych form organizacyjnych są stanowiska autonomiczne (rys. 1). są to kompletne stanowiska produkcyjne wyposażone we wszystkie urządzenia technologiczne i peryferyjne, niezbędne do realizacji określonego zadania. w odniesieniu do robotów małej i średniej wielkości tego typu stanowiska projektowane są na potrzeby prostych zadań spawalniczych: klejenia, montażu, obróbek wykańczających, a także obsługi innych maszyn, np. pras, wtryskarek itp. w skład autonomicznego stanowiska spawalniczego, oprócz robota przemysłowego (uniwersalnego, specjalnego lub specjalizowanego [3]), niezbędnego wyposażenia technologicznego i zabezpieczającego, wejść mogą także tzw. zewnętrzne osie robota: kierujące przedmiotem obrabianym (pozycjonery) oraz samym robotem, najczęściej w postaci torów jezdnych [3, 4, 7]. z punktu widzenia instalacji mechanicznej, najważniejsze jest zapewnienie sztywnego zamocowania robota do 33przegląd spawalnictwa 6/2014 podłoża oraz tych maszyn i urządzeń stanowiska, które mają bezpośredni wpływ na proces technologiczny. powtarzalne i dokładne pozycjonowanie ramienia robota względem np. pozycjonera i zamocowanych na nim spawanych elementów praktycznie wyklucza osobny montaż tych urządzeń. dobrym rozwiązaniem jest ich umieszczenie na wspólnej ramie, platformie lub podeście [3]. jak pokazuje praktyka, elementy konstrukcyjne łączące mały lub średniej nośności robot przemysłowy, np. spawalniczy, z pozycjonerem, mogą przyjmować różne formy: – podestu, będącego jednocześnie częścią pozycjonera, np. osłoną niektórych napędów (rys. 1), – przestrzennej ramy, np. w formie belki o przekroju prostokątnym (rys. 2), – podłogi, będącej podstawą kompaktowego stanowiska kabinowego (rys. 3). poszczególne formy odznaczać się będą różną założoną sztywnością, niekiedy wymagającą dodatkowego wzmocnienia w postaci odpowiedniego fundamentu, do którego zostaną zakotwiczone. dodatkową funkcją tego typu konstrukcji, stanowiącą o ich funkcjonalności, jest prowadzenie i osłona kabli i przewodów zasilających i sterujących stanowiska. w przypadku kabin podłogi, znacznie większe od ram i podestów, stanowią dodatkowo bazę montażową dla pozostałych komponentów stanowiska, w tym osłon i zabezpieczeń. podesty i podłogi kabin spawalniczych mają najczęściej konstrukcję skrzynkową, w postaci spawanych ram stalowych pokrytych arkuszami blachy. ich ramy rys. 1. typowe, autonomiczne zrobotyzowane stanowisko spawalnicze: 1 – spawalniczy robot przemysłowy, 2 – układ sterowania robota, 3 – spawalnicze źródło zasilające, 4 – pozycjoner dwustanowiskowy zintegrowany z podestem do zamocowania robota, 5 – układ czyszczenia dyszy gazowej (zap robotyka) fig. 1. typical autonomous robotic welding installations: 1 – industrial welding robot, 2 – robot control system, 3 – welding power source, 4 – two-stand positioner integrated with platform for mounting the robot, 5 – gas nozzle cleaning system (zap robotics) rys. 2. stanowisko osadzone na przestrzennej ramie, łączącej pozycjoner wrzecionowy (poszczególne moduły napędowe) z robotem (zap robotyka) fig. 2. the installation embedded in the spatial frame, integrating the spindle positioner (individual drive modules) with a robot rys. 3. moduł podłogi (1800 x 3800 mm) wchodzącej w skład systemu kabin do instalacji i zabezpieczania robotów przemysłowych [6, 8] fig. 3. module floor (1800 x 3800 mm) forming part of the system cabins for installation and protection of industrial robots [6, 8] budowane są przede wszystkim z prefabrykowanych, stalowych ceowników (rzadziej teowników i dwuteowników) oraz rur o przekroju prostokątnym. są zatem pochodną konstrukcji prostych ram nośnych robotów i pozycjonerów. na rysunku 4 pokazano ciekawe rozwiązanie ramy z ceownikiem nośnym o grzbiecie odwróconym do góry (rama długości 1900 mm, ceownik 180x70x8 mm) i przyspawanymi sześcioma poprzecznymi ramionami stabilizującymi o łącznej szerokości 1000 mm, zakończonymi regulowanymi, śrubowymi stopami poziomującymi. ażurowa, przestrzenna konstrukcja prezentowanej ramy odznacza się niewielką masą, łatwością przenoszenia i poziomowania, np. w celach wystawienniczych i pokazowych, często realizwanych na nieprzygotowanym do tego podłożu. takie też jest jej podstawowe zadanie, a potwierdzona eksperymentalnie mała sztywność nie stanowi przeszkody w realizacji zadań nieprodukcyjnych [2]. z drugiej strony, prezentowana rama stanowiła wyzwanie jako obiekt modelowania i obliczeń. 34 przegląd spawalnictwa 6/2014 rys. 4. ażurowa rama nośna robota i pozycjonera stanowiska pokazowego z robotem kawasaki fa06e i dwuosiowym pozycjonerem [2] fig. 4. the openwork support frame of robot and positioner in exhibitory installation of the kawasaki fa06e robot and biaxial positioner [2] modelowanie ramy nośnej konstrukcje nośne robotów powinny mieć odpowiednią sztywność, gwarantującą minimalne odkształcenie (w tym wygięcie) wynikające z obciążenia, przede wszystkim robotem i pozycjonerem, a także siłami i momentami gnącymi wynikającymi z przyspieszenia robota w czasie ruchów ustawczych i roboczych. możliwość określenia powstających w elementach nośnych konstrukcji podstawy wygięć, sił wzdłużnych, poprzecznych i momentów zginających na etapie ich projektowania umożliwia modelowanie za pomocą metody elementów skończonych (mes) [10]. analiza taka umożliwia dobór odpowiedniego rodzaju elementów nośnych pod kątem wymiarów oraz kształtu przekroju poprzecznego dla zadanego obciążenia w postaci robota przemysłowego i pozycjonera [4÷6]. w przypadku konstrukcji ramowych często stosuje się elementy typu belka, których głównym zadaniem jest przenoszenie obciążeń poprzecznych na ich podparcia (łapy mocujące, za pośrednictwem których przylegają do podłoża). belka przenosi tylko poprzeczne obciążenia głównie przez zginanie w taki sposób, że po jednej stronie powstają podłużne naprężenia ściskające, a po drugiej stronie naprężenia rozciągające. obie te strefy naprężeń oddzielone są od siebie neutralną powierzchnią o naprężeniu równym zeru. kombinacja naprężeń rozciągających oraz ściskających wytwarza wewnętrzny moment gnący, który stanowi główny mechanizm transportu obciążenia do łap mocujących (rys. 5). modele matematyczne jednowymiarowej belki strukturalnej konstruowane są na podstawie teorii belek. ponieważ belki są w rzeczywistości ciałami trójwymiarowymi, to wszystkie modele muszą spełniać pewną formę aproksymacji. najprostsze modele dla prostych, pryzmatycznych belek oparte są na teorii bernoulliego-eulera [1] nazywanej też klasyczną teorią belki lub teorią belki timoszenko [11]. modele te mogą być stosowane do sformułowania skończonych elementów w postaci belek. przedmiot badań przedmiotem badań modelowych jest rama nośna wzorowana na rzeczywistej konstrukcji przedstawionej na rysunku 4, wykonana w sześciu wariantach konstrukcyjnych (dwuteownik, teownik, rura prostokątna ułożona w pozycji pionowej i poziomej, ceownik ułożony w pozycji pionowej i poziomej – rys. 6), na której ustawiono uniwersalny robot przemysłowy i pozycjoner o powtarzalności pozycjonowania na poziomie +/0,1 mm. nośność modelowanej ramy ustalono na poziomie 1800 kg. rys. 5. obciążenia poprzeczne belki powodujące przede wszystkim jej zginanie fig. 5. beam the transverse loads of the beam resulting in its bending rys. 6. analizowane warianty belek nośnych o przekroju: a) dwuteowym, b) teowym, c) prostokątnym w pozycji pionowej, d) prostokątnym w pozycji poziomej, e) ceowym w pozycji pionowej, f) ceowym w pozycji poziomej fig. 6. the analyzed variants of support beams with different cross-sections: a) i-shaped, b) t-shaped, c) upright rectangular shape, d) horizontal rectangular shape, e) upright c-shaped, f) horizontal c-shaped 35przegląd spawalnictwa 6/2014 dla założonej, stałej długości belki (2000 mm), rozmieszczenia i szerokości ramion stabilizujących (1000 mm), a także jednakowych warunków obciążenia robota i pozycjonera (rys. 9), zmienne będą jedynie kształt i wymiary poprzeczne każdego z sześciu wariantów belki. z uwagi na niemal niezliczoną liczbę rodzajów zabudowy i obciążenia podstaw kabin, wynikających między innymi z wzajemnego ustawienia robota i pozycjonera, koniecznych podstaw podwyższających robot, wariantów kinematycznych samych pozycjonerów, a także różnorodności elementów spawanych i zadań technologicznych, przyjęto rozmieszczenie maszyn przedstawione na rysunku 7. założenia do modelowania analizę numeryczną wykonano z wykorzystaniem pakietu programów lusas fea w wersji 14.0, służącego do analizy zagadnień inżynierskich, bazujący na metodzie elementów skończonych. w celu opracowania modeli mes do analizy deformacji oraz sił poprzecznych i momentów gnących w analizowanej konstrukcji belki nośnej (rys. 6, 7) przygotowano wstępny model bazowy, na bazie którego można było, w kolejnych etapach badań, tworzyć modele o zmiennych wariantach, w tym w przekrojach poprzecznych. modele poddane zostały analizie statycznej, w której zarówno robot, jak i pozycjoner znajdują się w spoczynku. zważywszy na względnie nieduże prędkości robocze podczas większości prac spawalniczych uznano, że na ugięcie konstrukcji w głównej mierze będzie miała wpływ masa pozycjonera, robota i przedmiotów spawanych. w przypadku ruchów ustawczych prędkości są znacznie większe, a tym samym moment bezwładności robota i pozycjonera mają większy wpływ na ugięcia struktury nośnej. jednak aby wykonać pełną analizę dynamiczną, należałoby rozpatrzeć konkretny przypadek pracy spawalniczej, w celu określenia konkretnych ruchów robota. zaprezentowane wyniki badań mają jednak charakter ogólny, a analiza dynamiczna, specyficzna dla konkretnych rozwiązań, została pominięta. model geometryczny w celu opracowania modeli mes do analizy deformacji oraz sił poprzecznych i momentów gnących w analizowanej konstrukcji nośnej (rys. 6 i 7) przygotowano wstępny model bazowy, z którego można było, w kolejnych etapach badań, budować modele o zmiennych wariantach i przekrojach poprzecznych. model geometryczny odpowiada konstrukcji belkowej przedstawionej na rysunku 7. analizę przeprowadzono dla wybranych wymiarów belek, zebranych w tablicy i. rys. 7. główne wymiary wraz z rozmieszczeniem najważniejszych elementów w analizowanej ramie: 1 – belka (jeden z sześciu wariantów wg rys. 6), 2 – miejsce przyłożenia robota, 3 – miejsce przyłożenia pozycjonera, 4 – miejsce podparcia konstrukcji (sześć podpór na obu końcach każdej belki poprzecznej) fig. 7. the main dimensions along with the location of the most important elements in the analyzed frame: 1 – beam (one of six variants according to fig. 6), 2 – the place of application of a robot, 3 – application of the positioner space, 4 – location of the support structure (six supports at both ends of each transverse beam) belka dwuteowa belka teowa belka prostokątna pionowa belka prostokątna pozioma belka ceowa pionowa belka ceowa pozioma wymiary: wys.×szer.×masa 1 mb. [mm×mm×kg] wymiary: wys.×szer.×gr. ścianki (masa 1 mb.) [mm×mm×mm (kg)] wymiary: wys.×szer.×masa 1 mb. [mm×mm×kg] 127x76x13 146x127x16 100x60x8(18) 100x60x8(18) 127x64x14,9 127x64x14,9 178x102x19 171x178x23 120x80x8(23) 120x80x8(23) 152x76x17,88 152x76x17,88 254x102x22 191x229x37 160x80x10(34) 160x80x10(34) 203x89x29,78 203x89x29,78 305x127x37 210x267x41 200x100x8(35) 200x100x8(35) 254x76x28,29 254x76x28,29 406x140x46 305x305x75 200x100x16(66) 200x100x16(66) 305x89x41,69 305x89x41,69 – – – 250x150x16(92) – 435x102x65,54 tablica i. wymiary belek do analizy sił poprzecznych i momentów gnących table i. the dimensions of beams used in the analysis of transverse forces and bending moments 36 przegląd spawalnictwa 6/2014 głównym zadaniem elementów typu belka jest przenoszenie obciążeń poprzecznych na ich podparcia. na rysunku 8 przedstawiono model mes będący bazą dla analizowanych konstrukcji belkowych. rys. 8. model elementów skończonych z przyłożonym obciążeniem i podporami fig. 8. the finite element model of the support frame with the applied load and the supports maksymalne ugięcia konstrukcji ugięcie ramy można traktować jako podstawowy parametr określający podatność całej konstrukcji na wszelkiego rodzaju zwichrzenia. przyjęto jako dopuszczalną wartość 0,1 mm, na jaką rama mogła ulec wygięciu przy założonych warunkach początkowych. modele, których ugięcie było większe niż 0,1 mm, traktowano jako konstrukcje o niewystarczającej sztywności. zakładając, że powtarzalność pozycjonowania robota i pozycjonera oraz maksymalne ugięcie ramy wynoszą 0,1 mm, można przyjąć, że w najmniej korzystnych warunkach dokładność pozycjonowania całego stanowiska nie będzie gorsza niż +/0,3 mm. dobierając podstawę nośną stanowiska pod względem sztywności, należy zwrócić uwagę zarówno na wartości ugięć, jak i wymiary belek nośnych będących bazą całej ramy. niemal w każdym z analizowanych rodzajów przekrojów belki osiągnięta została zamierzona sztywność dla danego rozmiaru belki. wyjątkiem jest model wykonany z rur prostokątnych poziomych, w którym nawet przy największych wymiarach profilu nie uzyskano maksymalnego ugięcia zbliżonego do wartości 0,1 mm. przykładowe rozkłady ugięcia w konstrukcji wykonanej na bazie dwuteownika pokazano na rysunku 9. rys. 9. model wykonany z belek dwuteowych o wymiarach 127x76x13 mm: a) widok, b) wartości ugięcia w belkach [mm] fig. 9. the model made of i-shape beams with dimensions of 127x76x13 mm: a) the view of the model, b) the deflection of beams [mm] a) b) warunki początkowe i brzegowe warunki początkowe opisują stan modelu w momencie rozpoczęcia analizy. w tym przypadku przyjęto, że łapy mocujące przytwierdzone zostały na stałe do podłoża (rys. 8), zatem w punktach podparcia nie występują przemieszczenia liniowe i rotacje. w odległości 500 mm od końca belki zamocowany został robot o masie 300 kg, w którego środku ciężkości przyłożono siłę poprzeczną o wartości fr = -2943 n. dalej, w odległości 1000 mm od robota, ustawiono pozycjoner, którego masa z pełnym załadunkiem wynosiła 1500 kg. w środku ciężkości pozycjonera przyłożono siłę fp = -14 715 n. konstrukcja obciążona została ponadto siłą ciężkości wynikającą z iloczynu masy ramy i przyspieszenia ziemskiego. siłę ciężkości przyłożono na całej powierzchni modelu. założono także, że belki wykonane zostały ze stali niestopowej s235 o następujących właściwościach: gęstość 7800 kg/m3, moduł sprężystości wzdłużnej younga e = 210 000 mpa, liczba poissona ν = 0,3. wyniki modelowania zbudowano łącznie 52 modele różniące się między sobą rodzajem użytych profili. analizie poddano zarówno ramy o budowie jednolitej (belka i ramiona stabilizujące wykonane z jednakowych profili), jak i mieszanej (wykonane z profili o różnych przekrojach). dla każdego modelu wykonano wykres ugięć δy, sił poprzecznych fy oraz momentów gnących my i mz. na podstawie wykonanych wykresów określono maksymalne i minimalne wartości ugięć, siły poprzeczne fy oraz momenty gnące my i mz. 37przegląd spawalnictwa 6/2014 wpływ profilu belki na ugięcia konstrukcji nośnej analizując otrzymane wyniki ugięć ramy, można stwierdzić, że rodzaj przekroju poprzecznego elementów konstrukcyjnych ma wpływ na wartości przemieszczeń, rozkład sił i momentów gnących w modelu. belki o różnych profilach mają nieco inny rozkład sił fy i momentów gnących my oraz mz (rys.10). porównując konstrukcje o ugięciu 0,1 mm można zauważyć znaczne różnice w wartościach fy, my i mz, które są wynikiem innego rozkładu sił i naprężeń w przedstawionych modelach. jak wiadomo, o wytrzymałości belki decyduje moment bezwładności przekroju względem osi obojętnej. z tego też względu najbardziej odporne na ugięcia są przekroje, których większa część pola powierzchni położona jest jak najdalej od osi obojętnej. na podstawie analizy można potwierdzić, że w warunkach zginania najlepiej sprawdzają się belki o przekroju dwuteowym, prostokątnym pionowym i ceowym pionowym. w celu weryfikacji wpływu rodzaju przekroju na wartości ugięć ramy wykonano analizę deformacji dla konstrukcji mieszanych, zbudowanych z elementów różnego typu. wyniki zaprezentowane zostały w tablicy ii. w analizie wykorzystano przekroje, które w konstrukcjach jednolitych dawały ugięcie najbardziej zbliżone do dopuszczalnego, tj. 0,1 mm. wartości pogrubione dotyczą ugięcia konstrukcji jednolitych. na podstawie otrzymanych wyników można stwierdzić, że ramy o budowie mieszanej mogą dawać wyniki znacznie lepsze. najkorzystniejsza w tym przypadku jest konstrukcja wykonana z belki głównej o profilu ceowym pionowym i belek bocznych (ramion stabilizujących) prostokątnych poziomych. otrzymana struktura daje ugięcia rzędu 0,0888 mm. zastępując profil ceowy przekrojem teowym bądź dwuteowym, można otrzymać równie dobre wyniki. ugięcia modeli ram stabilizujące belki boczne przekrój dwuteowy (254x102x22) przekrój teowy (191x229x37) przekrój prostokątny pionowy (160x80x10) przekrój prostokątny poziomy (200x100x16) przekrój ceowy pionowy (203x89x29,8) g łó w na b el ka n oś na przekrój dwuteowy (254x102x22) 0,0995 0,0972 0,0931 0,0897 0,098 przekrój teowy (191x229x37) 0,1028 0,1004 0,0941 0,0890 0,1011 przekrój prostokątny pionowy (160x80x10) 0,1242 0,1214 0,1064 0,0953 0,1223 przekrój prostokątny poziomy (200x100x16) 0,1350 0,1321 0,1140 0,1012 0,1330 przekrój ceowy pionowy (203x89x29,78) 0,1006 0,0982 0,0931 0,0888 0,0990 tablica ii. maksymalne ugięcia modeli wykonanych z belek o przekrojach mieszanych [mm] table ii. the maximum deflections in models made of beams with mixed cross-sections [mm] rys. 10. rozkład sił i momentów gnących w konstrukcji wykonanej z belki ceowej 127x64x14,9 mm fig. 10. the distribution of forces and bending moments in the structure made of the c-shaped beams (127x64x14,9 mm) 38 przegląd spawalnictwa 6/2014 wpływ wysokości, szerokości i masy belki na wartości ugięcia konstrukcji szerokość i wysokość profilu opisują ogólny wymiary przekroju i w dużym stopniu wpływają na wartości ugięć. na rysunku 11 przedstawiono wykresy zmiany parametru ugięcia w funkcji wysokości i szerokości profilu. na ich podstawie można stwierdzić, że większe znaczenie ma wysokość przekroju niż jego szerokość. widać to na przykładzie profili prostokątnych i ceowych. modele wykonane na ich bazie (prostokątny pionowy, poziomy i ceowy pionowy, poziomy) różnią się jedynie orientacją belki w ramie. różnice najwyraźniej widać na przykładzie profilu ceowego pionowego i poziomego. w tym przypadku duże zmiany szerokości przy dość niewielkich zmianach wysokości dają niezadawalające rezultaty, bowiem maksymalne ugięcie osiąga wartość około 0,4 mm. dokonując zmiany orientacji, wynik można zmienić w sposób znaczący i przy tym samym profilu otrzymać ugięcie rzędu 0,04 mm. w przypadku przekrojów prostokątnych pionowych sytuacja jest trochę mniej widoczna, gdyż stosunek wymiaru wysokości do szerokości w profilu jest mniejszy. wysokość przekroju odgrywa większą rolę z uwagi na pionowy, działający wzdłuż osi y kierunek działania sił obciążających w modelu. rys. 11. wpływ wysokości (a) i szerokości przekroju (b) na maksymalne ugięcie konstrukcji podstawy robota dla różnych przekrojów belek fig. 11. the effect of the height (a) and the cross-sectional width (b) on the maximum deflection of the robot base support for different beam cross-section shapes dobierając elementy konstrukcyjne ramy nośnej stanowiska spawalniczego, trzeba również brać pod uwagę ich masę, a co za tym idzie – ciężar całej konstrukcji (rys. 12). można stwierdzić, że im konstrukcja jest masywniejsza, cięższa, tym będzie bardziej odporna na zwichrzenie. należy jednak zachować pewien kompromis pomiędzy masą całej konstrukcji a jej sztywnością, gdyż wpływa to na mobilność, a tym samym na elastyczność całego stanowiska spawalniczego. w rozpatrywanych przypadkach przyjęto dopuszczalną wartość ugięcia na poziomie 0,1 mm, a także dokonano porównania na przykładzie modeli, których maksymalne ugięcie nie przekraczało 0,1 mm. analizując konstrukcje pod kątem mobilności, najlepiej wypada przekrój dwuteowy, który przy wymiarach 254x102x22 mm uzyskał ugięcie równe 0,0998 mm. nieco lepiej pod względem ugięcia wypada przekrój ceowy pionowy (0,0990 mm), wymiary jego przekroju także są mniejsze (203x89x29,8 mm), większa jest natomiast masa 1 m.b. belki. profil ceowy jest cięższy średnio o 7,8 kg. wykorzystując przekrój prostokątny pionowy, można otrzymać ugięcie rzędu 0,1064 mm, przy mniejszych wymiarach (160x80x10 mm) i nieco większej masie. na kolejnym miejscu znajduje się przekrój teowy (191x229x37 mm) o ugięciu równym 0,1004 mm. jest on już znacznie cięższy od przekroju dwuteowego. największą masę ma profil prostokątny poziomy (200x100x16 mm), gdzie 1 m.b. może ważyć nawet 66 kg. profil prostokątny poziomy jest zdecydowanie najmniej korzystny z uwagi na duży ciężar. masa profili belkowych nie jest czynnikiem decydującym o ugięciu, gdyż zależy od rodzaju przekroju i jego wymiarów, jest jednak ściśle od nich uzależniona. na rysunku 12 przedstawiono wykresy zmiany ugięcia w funkcji masy 1 m.b. belki. na jego podstawie można stwierdzić, że wraz ze zwiększaniem masy profilu i tym samym całej konstrukcji maleją wartości ugięć i tym samym cała konstrukcja staje się sztywniejsza. rys. 12. wpływ masy belki na maksymalne ugięcie konstrukcji dla różnych przekrojów belek fig. 12. the effect of the mass of the beam on the maximum structure deflection for various shapes of beams a) b) 39przegląd spawalnictwa 6/2014 podsumowanie zbudowany model obliczeniowy konstrukcji ramy montażowej dla robota przemysłowego z pozycjonerem umożliwia określenie wygięcia belki wzdłużnej pod wpływem masy własnej konstrukcji oraz masy robota i pozycjonera. przedstawione wyniki porównawcze dla różnych rodzajów i sposobów ułożenia belek konstrukcyjnych, różniących się kształtem i wymiarami wskazują, że za pomocą modelowania mes można określić ich wpływ na maksymalne wygięcie całego układu ramy nośnej stanowiska zrobotyzowanego. z uwagi na bardzo dużą ilość danych wyjściowych w badaniach skupiono się jedynie na kilku wybranych parametrach, mających wpływ na ugięcie modelowanej konstrukcji. przy wykorzystaniu metody elementów skończonych udało się we względnie prosty sposób dokonać wielu analiz. jak pokazały badania, modelowanie z wykorzystaniem mes bardzo dobrze sprawdza się w analizach porównawczych. podczas analizy w dużej mierze skupiono się na modelach, których maksymalne ugięcie oscylowało na poziomie 0,1 mm, porównywalnym z powtarzalnością pozycjonowania typowych robotów spawalniczych i pozycjonerów. konstrukcje o ugięciu mniejszym bądź równym 0,1 mm uznano za poprawne, niewpływające w sposób istotny na dokładność pozycjonowania w procesie spawania zrobotyzowanego. podsumowując, na podstawie przeprowadzonych badań i analiz można wyciągnąć następujące wnioski: – największe ugięcia belek występują w miejscu przyłożenia siły obciążającej fp (miejsce ustawienia pozycjonera); – wysokość profilu belek ramy nośnej ma większy wpływ na sztywność konstrukcji niż jego szerokość; – konstrukcje o budowie mieszanej, przy odpowiedniej kombinacji pary belka wzdłużna – belka poprzeczna (ramiona stabilizujące), mogą być sztywniejsze od struktur jednorodnych; – elementy konstrukcyjne typu belka o większej masie własnej są bardziej odporne na zwichrzenia; – najmniejsze ugięcia belek wzdłużnych i poprzecznych występują dla przekrojów: dwuteowych, ceowych pionowych, prostokątnych pionowych oraz teowych; – największe siły fy oraz momenty my występują w belkach o przekroju ceowym poziomym; – największe momenty mz występują w belkach o przekroju teowym oraz ceowym pionowym. zaprezentowane modele przeanalizowano pod kątem obciążeń statycznych. dalsze badania powinny uwzględniać występowanie obciążeń dynamicznych, wynikających z ruchów roboczych i ustawczych robota spawalniczego. ponadto, w kolejnych badaniach należy uwzględnić występowanie nieidealnych połączeń pomiędzy belką wzdłużną a belkami poprzecznymi, co także może mieć wpływ na sztywność ramy. literatura [1] beer f.p., johnston e.r. jr.: mechanics of materials mcgraw-hill, new york, 1981. [2] cegielski p.: robot kawasaki w zakładzie inżynierii spajania politechniki warszawskiej. astor. biuletyn automatyki 2/2011, s. 10-11. [3] cegielski p.: robotyzacja. in: technika spawalnicza w praktyce. poradnik inżyniera konstruktora i technologa. red. k. ferenc. warszawa, verlag 2012. [4] cegielski p., golański d., kolasa a., sarnowski t.: nowe konstrukcje i metody projektowania zewnętrznych osi robotów przemysłowych. problemy robotyki t. 1. prace naukowe. elektronika. z.175. ow politechniki warszawskiej, warszawa 2010, s. 263-274. [5] cegielski p., golański d., kolasa a., sarnowski t.:nowe konstrukcje i metody projektowania zewnętrznych osi do lokomocji robotów przemysłowych. par 7-8/2013, s. 90-95. [6] cegielski p., kolasa a., golański d., sarnowski t., oneksiak a.: innowacyjne rozwiązania konstrukcyjne w przemysłowych urządzeniach do automatyzacji procesów spawalniczych. przegląd spawalnictwa 1/2013, s. 30-35. [7] cegielski p., kolasa a., sarnowski t.: pozycjonery i tory jezdne – nowe rozwiązania zewnętrznych osi robotów przemysłowych. problemy robotyki t. 1. prace naukowe. elektronika. z.166. ow politechniki warszawskiej, warszawa 2008, s. 357-366. [8] cegielski p., kolasa a., sarnowski t., oneksiak a.: wdrożenia przemysłowe projektów badawczo-rozwojowych w zakresie mechanizacji i automatyzacji procesów spawalniczych. przegląd spawalnictwa 6/2011, s. 53–59. [9] lusas modeller user manual v.14.0. fea ltd. uk. [10] cook r.d.: finite element modelling for stress analysis. john wiley, 1995. [11] timoshenko s.p. and goodier j.n.: theory of elasticity. second edition, mcgraw-hill, new york, 1951. 201301_pspaw_fi87.pdf 17przegląd spawalnictwa 1/2013 marcin winnicki leksandra małachowska ndrzej mbroziak badania numeryczne tworzenia metodą lpcs powłoki z cyny na podłożu aluminiowym numerical simulations of low pressure cold spray  method tin coating on aluminum substrate gr inż arcin innicki mgr inż lek andra ałac owka pro dr a inż ndrze m roziak politechnika wrocławska. stre zczenie w pracy przedstawiono możliwość zastosowania obliczeń termodynamicznych oraz numerycznych w procesie niskociśnieniowego natryskiwania na zimno. badania rozpoczęto od pomiaru natężenia przepływu gazu roboczego na wyjściu z palnika. następnie w wyniku obliczeń wyznaczono parametry termodynamiczne panujące w różnych częściach dyszy de a ala. pozwoliło to wyznaczyć prędkość oraz temperaturę pojedynczej cząstki o średnicy 20 m na wyjściu z dyszy. otrzymane wyniki wprowadzono do programu numerycznego, gdzie przeprowadzono obliczenia osadzania sferycznej cząstki stopu cyny sn 7 u3 na płaskim podłożu aluminiowym. wyniki zestawiono i porównano dla wszystkich badanych nastaw urządzenia. w celu wery kacji obliczeń przeprowadzono eksperyment, w którym wykorzystano zadane parametry, dla których naniesiono po jednym ściegu warstwy. przy użyciu elektronowego mikroskopu skaningowego znaleziono pojedynczo osadzone ziarna i porównano je z wynikami numerycznymi pod względem odkształcenia podczas zderzenia z podłożem. tract he paper describes a possibility of thermodynamic and numerical computations application in old spray process. he research began with ow rate measurements of working gas by rotameter at the end of the torch. ne t by a huge range of calculations thermodynamic parameters in de a al nozzle were determined. further calculations ga e a possibility to determine elocity and temperature of a single particle 20 m in diameter. obtained results were imported to computer program, where numerical computations of spherical tin alloy sn 7 u3 particle deposition on at aluminum substrate were performed. numerical results were compared for e ery gi en parameters. finally, se eral e periments were performed, where in each sample of coating one run was made. scanning electron microscope was used to nd one deposited particle in each run which were compared with numerical results in regard to plastic strain during collision with the substrate. t p metoda natryskiwania na zimno cold spray jest najnowsza spośród metod natryskiwania termicznego. zasadniczą różnicą między nią, a pozostałymi metodami termicznymi jest brak wysokiej temperatury w procesie, chociaż wymaga ona zapewnienia wysokiej energii ziaren proszku do uzyskania połączenia. kluczowymi parametrami pozostają temperatura i prędkość. emperatura nadawana jest gazowi roboczemu na początku procesu. dzięki zastosowaniu dyszy o specjalnym kształcie, konwergentno-dywergentnym tzw. dyszy de a ala , rozprężający się gaz osiąga prędkość naddźwiękową. wprowadzony do dyszy proszek przejmuje od gazu temperaturę i wysoką prędkość. w zależności od zastosowanej odmiany, proszek może być wprowadzony osiowo w części zbieżnej dyszy metoda wysokociśnieniowa, hi h pressure cold spray p s lub promieniowo w części rozbieżnej, tuż za przewężeniem metoda niskociśnieniowa, 18 przegląd spawalnictwa 1/2013 low pressure cold spray p s rysunek 1. jak nazwa wskazuje, różnica polega głównie na zastosowanym ciśnieniu, a także miejscu ulokowania nagrzewnicy. w metodzie niskociśnieniowej wartość ciśnienia mieści się w przedziale 0,5 0, mpa. nagrzewnica umieszczona jest wewnątrz palnika i zazwyczaj jej moc nie przekracza 10 kw. możliwia to uzyskanie prędkości gazu na wyjściu z dyszy dochodzącej do ok. 700 m/s. natomiast w metodzie wysokociśnieniowej stosuje się ciśnienie wejściowe powyżej 1 mpa, a nagrzewnica stanowi osobny element i ma moc powyżej 30 kw, dzięki czemu podgrzany gaz może osiągnąć prędkość nawet do 1200 m/s. ermodynamiczne war nki proce prędkość ziaren jest krytycznym parametrem procesu, umożliwiającym zbudowanie warstwy metodą natryskiwania na zimno. ważne jest więc zrozumienie zjawisk termodynamicznych zachodzących w procesie. głównymi wielkościami mającymi wpływ na przebieg procesu są: temperatura, ciśnienie oraz rodzaj gazu na wejściu, a także kształt dyszy. prędkość cząsteczek jest ograniczona jedynie prędkością gazu, dlatego wykorzystanie podwyższonego ciśnienia, długiej dyszy oraz proszku o małej granulacji gwarantują pozyskanie zbliżonych wartości prędkości ziaren proszku i gazu. ponieważ w metodzie cold spray zastosowano dyszę konwergentno-dywergentną, zakłada się, że przepływ gazu jest izentropowy adiabatyczny i beztarciowy oraz jednowymiarowy równomierny w całym przekroju dyszy , a gaz rozpatrywany jest jako gaz doskonały o stałym cieple właściwym. przyjmując te upraszczające założenia, można uwzględnić niewielką różnicę między wynikami obliczeniowymi a wartością pomiarową. na podstawie przyjętych założeń można stwierdzić, że właściwości gazu zależą od geometrii dyszy, temperatury i ciśnienia. warunki te dotyczą części zbieżnej dyszy, tuż przed przewężeniem. wówczas temperatura i ciśnienie osiągają maksymalne wartości, a prędkość gazu spada do zera przemiana izentropowa . dopiero w przewężeniu gaz uzyskuje prędkość, która rośnie podczas rozprężania gazu, kiedy wartość temperatury i ciśnienia znacznie spada. dlatego proszek musi nabrać prędkości zaraz za przewężeniem dyszy, aby zdążył uzyskać prędkość i temperaturę od gazu. wbrew nazwie procesu, występuje w nim niewielkie podgrzanie materiału proszkowego, co zwiększa jego plastyczność przy kontakcie z podłożem. w obliczeniach przyjęto, że temperatura ustawiona na urządzeniu, która jest mierzona przez termoparę przed wejściem do dyszy, stanowi temperaturę początkową 1, jednak nie jest ona temperaturą ustalona 0. wynika to z tego, że gaz przemieszcza się na wyjściu z palnika z pewną prędkością c1. egulacja ciśnienia zaś odpowiada za natężenie przepływu gazu υf. iśnienie to nie jest równe ciśnieniu p0, ponieważ występują straty w przewodach oraz podczas przepływu gazu przez nagrzewnicę 6 8 rys. 2 . w celu wyznaczenia temperatury 0 oraz ciśnienia p0, należy określić rotametrem wartość natężenia przepływu gazu υf przed wejściem do dyszy, dzięki czemu można wyznaczyć prędkości gazu na wejściu do dyszy c1, a następnie stosując zależności na termodynamiczny przepływ gazu w dyszy, obliczyć prędkość oraz temperaturę cząsteczek 1 3, 6 11 . 1 gdzie: υp prędkość cząstki, m/s; ce prędkość gazu na wyjściu z dyszy, m/s; mp masa cząstki, g; p pole przekroju cząstki, mm 2; e gęstość gazu na wyjściu z dyszy, kg/m 3; odległość wyjścia z dyszy od miejsca wprowadzenia proszku część rozbieżna dyszy , mm; d współczynnik oporu cyny. ze wzoru 1 wynika, że kluczowe znaczenie dla prędkości cząsteczki na wyjściu z dyszy, poza prędkością gazu, mają: długość części rozbieżnej dyszy, gęstość gazu oraz masa cząsteczki. emperaturę cząsteczki na wyjściu z dyszy można wyznaczyć z zależności na prędkość nagrzewania, ponieważ jest ona traktowana jako ciało izotermiczne : ry 1 miejsca wprowadzenia proszku w dyszy de a ala w metodzie natryskiwania na zimno: 1 niskociśnieniowej, 2 wysokociśnieniowej ig 1 he powder supply placement in de a al jet for the cold spray: 1 with low pressure, 2 with high pressure ry 2 schemat dyszy de a ala z oznaczonymi obszarami pomiarowymi ig 2 de a al jet scheme with measurement placement 19przegląd spawalnictwa 1/2013 2 gdzie: p temperatura cząstki, k; pp ciepło właściwe materiału cząstki przy stałym ciśnieniu, j/ kg•k ; mp masa cząstki, m 3/kg; pole powierzchni zewnętrznej cząstki, mm2; g temperatura gazu na wyjściu z dyszy, k; p0 temperatura proszku przed wprowadzeniem do dyszy, k; h współczynnik przenikania ciepła gazu w/ m2 • k . dowa model w dyszy, w badaniach skupiono się na obliczeniowym wyznaczeniu wartości prędkości oraz temperatury gazu na wyjściu z dyszy de a ala, co umożliwiło dalsze wyliczenie prędkości i temperatury pojedynczych ziaren proszku o odpowiedniej wielkości. otrzymane w ten sposób optymalne wartości zostały wprowadzone do oprogramowania m s ba us/ plicit er. 6.10, które zawiera dynamiczną symulację 3d uderzenia pojedynczej cząstki cyny o podłoże aluminiowe, przy wykorzystaniu sformułowań agrange a. do warunków brzegowych procesu należą dwa niezmienne parametry: temperatura początkowa podłoża s 20 oraz wielkość ziarna dp 20 m. nalizowane próby oraz dobrane w nich parametry zostały przedstawione w tablicy i. pomiar natężenia przepływu gazu rotametrem jest wiarygodny dla ciśnienia atmosferycznego wynoszącego 1,013 barów oraz temperatury 15 . każda zmiana mierzonego czynnika wymaga stosowania współczynnika korekcyjnego, dlatego w celu określenia dokładnych wartości panujących w dyszy posłużono się następującą zależnością: 3 gdzie: υf natężenie przepływu gazu, m 3/min; υf0 pomiarowe natężenia przepływu gazu m3/min; 1 gęstość względna powietrza, kg/m3; 2 gęstość względna mierzonego gazu, kg/m 3; 1 standardowa temperatura kalibracji rotametru, k; 2 aktualna temperatura absolutna mierzonego gazu, k; p1 ciśnienie atmosferyczne mpa; p2 aktualne ciśnienie absolutne mierzonego gazu, mpa. przeprowadzone zgodnie ze wzorem 3 obliczenia wykazały, że wzrost temperatury nie spowodował wzrostu natężenia przepływu gazu, co jest związane z równomiernym spadkiem gęstości gazu przy odpowiednim wzroście temperatury. na rysunku 3 przedstawiono schemat modelu z naniesionymi warunkami brzegowymi oraz wskazano elementy cząstki, które będą podlegały szczegółowej analizie. na rysunku 4 pokazano model 3d z oznaczonym obszarem kontaktu. natryskiwane ziarna mają tak dużą energię, że podczas ich kontaktu z podłożem dochodzi do przerwania cienkiej warstwy tlenków, co umożliwia połączenie czystych materiałów. potwierdza to teorię, że wymagana jest minimalna prędkość krytyczna υc, dająca odpowiednią energię kinetyczną k podczas kontaktu proszku z podłożem, w celu jego osadzenia 1 . nergia kinetyczna k cząsteczki o masie mp i prędkości υp υc będzie miała wartość: 4 zyskana maksymalna energia kinetyczna k w chwili zetknięcia zamieniana jest na kilka innych wielkości, umożliwiających uzyskanie połączenia, do których należą: energia odkształcenia plastycznego p, energia odkształcenia sprężystego e, energia wykorzystana na pokonanie tarcia f oraz energia cieplna : 5 ry 3 nalizowany model cząstka uderza w podłoże z widokiem w przekroju ig 3 scheme of analysed model particle impact on substrate in the cross-section ry 4 widok 3d modelu ig 4 3d model iew a lica i dobór parametrów modelu a le i parameters selection nr próby nastawy urządzenia zmierzone natężenie przepływu υfo, m3/h obliczone natężenie przepływu υfo, m3/h iśnienie p1, mpa emperatura 1, o 1 0,5 20 33,8 38,3 2 0,5 200 33,8 38,3 3 0,6 20 38,6 43,1 4 0,6 200 38,6 43,1 5 0,7 20 43,2 47,8 6 0,7 200 43,2 47,8 obszar kontaktu z zagęszczoną siatką •• • • 20 przegląd spawalnictwa 1/2013 podczas zderzenia cząstki z podłożem dochodzi do ścinania adiabatycznego, które jest zjawiskiem odgrywającym główną rolę podczas łączenia ziaren z podłożem i między sobą. względniając dodatkowo uktuację naprężenia, odkształcenia, temperatury, jak również mikrostruktury, lokalnie dochodzi do płynięcia plastycznego. w związku z tym do obliczeń numerycznych metodą elementów skończonych trzeba dobrać odpowiedni model materiałowy. w przeprowadzonych symulacjach spośród wielu dostępnych modeli wybrano model johnsonaooka, który umożliwia dokładne otworzenie procesu odkształcenia plastycznego materiału, ponieważ uwzględnia umocnienie wywołane zgniotem, jego prędkość oraz termiczne zmiękczenie materiału 4, 5 . model ten jest opisany wzorem 6 , dane materiałowe niezbędne do jego stosowania podano w tablicy ii. 6 gdzie: ekwiwalent naprężenia plastycznego płynięcia ubera on misesa, mpa; odkształcenie plastyczne, równoważna prędkość odkształcenia; , b, , n, m stałe materiałowe podane w tabl. ii; temperatura homologiczna: 7 gdzie: temperatura bieżąca, k; m temperatura topnienia materiału, k; ref temperatura brzegowa; k, powyżej której występuje zmiękczenie materiału na skutek wpływu ciepła. yniki i dy k a w przeprowadzonych badaniach skupiono się na naniesieniu pojedynczych ziaren cyny na gładkie, wytrawione podłoże aluminiowe, w celu uwidocznienia mechanizmu połączenia cząstek z podłożem. do naniesienia proszku na podłoże wykorzystano niskociśnieniowe urządzenie do natryskiwania na zimno d m 413. w badaniach stosowano proszek stopu cyny sn 7 u3, otrzymany metodą atomizacji w azocie, o kształcie sferycznym i granulacji poniżej 71 m rys. 5 . wartość natężenia przepływu gazu została zmierzona dla poszczególnych ustawień parametrów urządzenia podanych w tablicy i. otrzymane wyniki obliczeń termodynamicznych zostały zawarte w tablicy iii. nalizując otrzymane wartości gęstości w przewężeniu można zauważyć, że wraz ze wzrostem temperatury następuje jej spadek. natomiast ze wzrostem ciśnienia następuje wzrost gęstości. obie sytuacje są zgodne z zasadą zachowania gazu doskonałego. warto zwrócić uwagę na różnicę między gęstością w przewężeniu oraz na wyjściu z dyszy. wynika to z rozprężania gazu w części dywergentnej, gdzie następuje nagły spadek ciśnienia do wartości ok. 5-krotnie mniejszej od wartości ciśnienia atmosferycznego. mimo że temperatura jest taka sama, to jednak wzrost ciśnienia dla poszczególnych prób, a co za tym idzie wzrost gęstości, prowadzą do wzrostu prędkości cząsteczek. jeśli zaś chodzi o temperaturę cząsteczek, wzrasta ona zaraz po wprowadzeniu proszku do dyszy i nie spada przed jej opuszczeniem. przy ciśnieniu 7 barów i temperaturze 200 , dla cząstki 20 m otrzymano prędkość powyżej 600 m/s. dla mniejszych cząsteczek potrzebna jest wyższa prędkość do uzyskania połączenia, która jest zbliżona do prędkości gazu. prędkość ta zależy od temperatury wejściowej gazu, która dla badanych dwóch wartości wynosiła odpowiednio ok. 650 m/s dla gazu a lica ii dane materiałowe wykorzystane w modelu 15 a le ii material properties used for model 15 parametr wartość gęstość, kg/m3 7360 moduł ounga, gpa 45 iczba poissona 0,36 współczynnik rozszerzalności cieplnej, 1/ 2,27 -05 iepło właściwe, j/kg • k 220 współczynnik przewodności cieplnej, w/m • k 66,6 stałe o n ona-cooka granica plastyczności, mpa 2 b moduł twardości, mpa 243 stała umocnienia się materiału 0,0 56 n wykładnik utwardzenia 0,703 m stała 0,8 melt temperatura topnienia, 228 ref temperatura brzegowa, 25 0 ref referencyjna prędkość odkształcenia 1 ry 5 s m proszku stopu sn 7 u3 o granulacji 71 m zastosowanego w badaniach ig 5 s m iew of sn 7 u3 alloy powder with particle size 71 m, used in tests 21przegląd spawalnictwa 1/2013 o temp. 20 na wejściu i ok. 800 m/s dla temp. 200 wahania po uwzględnieniu wszystkich prób mieszczą się w przedziale 20 m/s dla obu przypadków . iśnienie ma jednak znaczny wpływ na prędkość cząsteczek. wraz ze spadkiem ciśnienia w części dywergentnej maleje gęstość gazu, a jak wynika ze wzoru 1 , gazu ma to znaczny wpływ na prędkość cząsteczki. a lica iii wyniki obliczeń termodynamicznych a le iii hermodynamic calculation results nr próby nalizowana wielkość iśnienie p1, mpa emperatura 1, zmierzone natężenie przepływu uf, m 3/h prędkość gazu na wejściu do dyszy c1 m/s prędkość gazu na wyjściu z dyszy ce m/s gęstość gazu na wyjściu z dyszy e kg/m3 prędkość cząstki p m/s emp. cząstki p, o 1 0,5 20 38,3 248 643 0,61 473 12 2 0,5 200 38,3 248 802 0,35 501 62 3 0,6 20 43,1 27 651 0,78 51 15 4 0,6 200 43,1 27 808 0,43 537 63 5 0,7 20 47,8 30 65 0, 7 577 18 6 0,7 200 47,8 30 815 0,53 611 5 ry 6 kształt cząstki w różnych etapach procesu, od chwili kontaktu po: a 10 ns, b 20 ns, c 30 ns, d 40 ns, e 55 ns; strzałką oznaczono powstającą wypływkę materiału; parametry: υp 473 m/s, p 12 ig 6 he shape of the particles in arious stages of the process, from the moment of contact: a 10 ns, b 20 ns, c 30 ns, d 40 ns, e 55 ns; rrow indicate the material burr; parameters: υp 473 m/s, p 12 otrzymane wartości prędkości oraz ciśnienia zostały wykorzystane w budowanym modelu osadzania cząstki sferycznej cyny na podłożu aluminiowym. na rysunku 6 przedstawiono kształt cząstki w różnych etapach procesu po 10 55 ns przy zadanych parametrach z próby 1. strzałką oznaczono powstającą wypływkę. yna jest materiałem miękkim, ciągliwym, o stosunkowo dużej gęstości, w związku z czym wypływka jest wyraźna. należy zwrócić szczególną uwagę na siatkę, którą celowo pozostawiono. w obszarze, gdzie powstaje wypływka, dochodzi do największych odkształceń, na co wskazują intensywnie odkształcone elementy siatki rys. 6e . w obszarze tym dochodzi też do intensywnego nagrzewania materiału zarówno ziarna, jak i podłoża w wyniku tarcia płynącego materiału cząstki o podłoże. w celu zbadania rozwoju obszarów ścinania adiabatycznego w obszarze kontaktu cząstki i podłoża monitorowano kilka wybranych elementów siatki rys. 4 , a następnie przedstawiono wzrost temperatury, odkształcenia plastycznego, prędkości odkształcenia oraz naprężeń normalnych w tych obszarach. otrzymane wyniki obliczeń obrazujące wartości dla całego modelu w poszczególnych próbach zestawiono w tablicy i , w której zawarto dodatkowo jeden parametr, tzw. wsp łczynnik spłaszczenia, który oddaje zmianę wysokości ziarna względem pierwotnej średnicy. można go wyznaczyć z następującej zależności 4 : 8 gdzie: p współczynnik spłaszczenia, ; dp średnica cząstki, m; hp wysokość w osi cząstki po deformacji, m. a lica iv maksymalne wartości kluczowych parametrów cząstki po procesie natryskiwania a le iv ma imum alues of key parameters of particie after spraying process nr próby nastawy urządzenia dane wejściowe dane wyjściowe cząstki emp. 1, o iśnienie p1, bar emp. cząstki p, o prędkość cząstki υp, m/s maks. temperatura, o wysokość cząstki po deformacji hp, m współczynnik spłaszczenia, 1 20 5 12 473 225 44 ns ,3 53,5 2 200 5 62 501 226 55 ns 8,1 5 ,5 3 20 6 15 51 226 46 ns ,4 53 4 200 6 63 537 226 55 ns 8,4 58 5 20 7 18 577 241 46 ns ,6 52 6 200 7 5 611 23 38 ns ,2 54 a b c d e ← ← ← ← 22 przegląd spawalnictwa 1/2013 na rysunku 7 przedstawiono wykresy zmiany wartości temperatury cząstki w funkcji czasu, dla wybranych elementów modelu w poszczególnych próbach. należy zwrócić uwagę, że począwszy od wykresu przedstawionego na rysunku 7b, występuje opóźnienie we wzroście temperatury. wynika to z tego, że dane elementy znajdują się w pewnej odległości od osi cząstki, później podlegają kontaktowi z podłożem i odkształceniu, natomiast element nr 1 rys. 7a leży w linii osi. pierwsze dwa wykresy rys. 7a, b uwidoczniają wyraźną różnicę między próbami wykonanymi z „zimnym” gazem o temperaturze 20 próby 1, 3, 5 a próbami, gdzie gaz został podgrzany do 200 próby 2, 4, 6 . óżnica ta zaciera się dla kolejnych elementów rys. 7c e , gdyż są one poddawane coraz większym odkształceniom. dlatego dla elementu nr 5, który jest najbardziej oddalony od osi cząstki, w wyniku dużej energii tarcia dochodzi do bardzo szybkiego nagrzewania się obszaru linie wzrostowe na rysunku 7e są niemal pionowe . na skutek tego w końcowym etapie procesu temperatura we wszystkich próbach dla elementu nr 5 jest bardzo zbliżona rys. 7e . jak wynika z tablicy i , maksymalna wartość temperatury procesu oscyluje w zakresie 230 240 niezależnie od tego, czy gaz na wejściu do dyszy miał temperaturę 20 czy 200 . wiadczy to o tym, że proszek cyny podlega powierzchniowym, lokalnym nadtopieniom, co może się przyczynić do połączenia metalurgicznego cyny z podłożem aluminiowym. kluczowym parametrem w procesie natryskiwania na zimno jest temperatura. dzięki jej niskim wartościom możliwe jest wykonywanie warstw z materiałów utleniających się w podwyższonych temperaturach, a także pokrywanie materiałów o niskiej temperaturze topnienia dlatego przeprowadzono szczegółową analizę rozkładu pola temperatur dla wszystkich 6 prób po ostatecznym osadzeniu ziarna w 55 ns rys. 8 . porównując rysunki, można zauważyć zmianę kształtu ziarna wywołaną wzrostem energii procesu, który został wywołany wzrostem temperatury oraz prędkości ziarna. zmianie tej towarzyszy większa głębokość i średnica krateru oraz dłuższa wypływka. jest to o tyle niekorzystne, że do zbudowania warstwy potrzebna jest większa ilość materiału, co automatycznie zmniejsza wydajność procesu. według 12,14 możliwe jest osadzenie ziaren proszku cyny już przy prędkości wynoszącej ok. 200 m/s, ponieważ wartość prędkości krytycznej wyznaczono na 180 m/s. mniejsza prędkość umożliwiłaby zapewne otrzymanie osadzonej cząstki o mniejszym współczynniku spłaszczenia, co zwiększyłoby wydajność procesu. jednak nieznana jest wartość przyczepności warstwy otrzymana przy tak niskiej prędkości w porównaniu do wartości przyjętych w obecnych badaniach. będzie to celem przyszłych analiz. należy zwrócić uwagę, że większy wpływ na odkształcenie ziarna ma wzrost temperatury niż wzrost ry 7 emperatura w funkcji czasu dla wszystkich prób w poszczególnych elementach: a 1, b 2, c 3, d 4, e 5 ig 7 he temperature cur es as a function of time for all the samples in the different elements: a 1, b 2, c 3, d 4, e 5 a b c d e 23przegląd spawalnictwa 1/2013 prędkości, co widać po większym współczynniku spłaszczenia dla prób, gdzie temperatura gazu wyniosła 200 rys. 8b, d, f . poza tym wyższa temperatura ziarna na początku procesu prowadzi do powstania wyższej temperatury na większym obszarze. przeprowadzone obliczenia wykazały, że energia kinetyczna procesu ma wartość znacznie niższą od energii niezbędnej do stopienia materiału. arcie powierzchniowe obszarów poddanych największej deformacji tam, gdzie powstała wypływka doprowadziło do wyższych wartości temperatury, sięgających ok. 220 w powstałej wypływce, niezależnie od tego, czy temperatura gazu na wejściu miała 20, czy 200 . można stwierdzić, że nadtopiony obwodowo materiał wypływki, będąc w stanie wysokiej plastyczności, podda się odkształceniu przy naporze kolejnej ry 8 pola temperatury po osadzeniu ziarna 55 ns w poszczególnych próbach: a 1, b 2, c 3, d 4, e 5, f 6 ig 8 he temperature eld after particle deposition 55 ns in samples: a 1, b 2, c 3, d 4, e 5, f 6 cząsteczki i wypełni równomiernie obszar kontaktu między osadzonymi ziarnami. ponadto lokalne nadtopienia stopu cyny w stre e styku z podłożem mogą doprowadzić do powstania lokalnych punktów sczepnych i w konsekwencji do połączenia metalurgicznego materiału cząstki i podłoża. dla każdej z prób odkryto nieregularną linię połączenia ziarna z podłożem, świadczącą o zakotwiczeniu cząstki do podłoża rys. . w pozostałych metodach natryskiwania cieplnego tego typu zakotwiczenia wymagają wcześniejszego przygotowania powierzchni aktywacji , dochodzi wtedy do powstania punktów sczepnych, jednak stanowią one zaledwie 20 30 strefy kontaktu 13 . jak można zaobserwować na przedstawionych zdjęciach, dla metody natryskiwania na zimno w analizach numerycznych wykorzystano gładkie podłoże. nergia w tym procesie jest na tyle duża, że wystarcza na odkształcenia podłoża oraz trwałe zakotwiczenie w nim ziaren proszku. wynika to z tego, że pierwsze ziarna proszku docierające do powierzchni powodują jej kraterowanie aktywację . w części eksperymentalnej badań naniesiono dla każdej próby po jednym ściegu warstwy, które dalej podlegały analizie na mikroskopie skaningowym. skupiono się na obszarach zewnętrznych, obwodowych warstwy, gdzie odnaleziono pojedyncze osadzone ziarna, w celu porównania ich kształtu z kształtem cząstek uzyskanych w modelu. widok próbki przed natryskiwaniem przedstawiono na rysunku 10a, natomiast obszar z pogranicza warstwy na rysunku 10b. należy podkreślić, że w tym obszarze ziarna proszku przebiegają w strumieniu pod pewnym kątem, ponieważ są najdalej wysunięte od osi strumienia. derzający w ten sposób o powierzchnię strumień tworzy falę uderzeniową, ry 9 nieregularna linia przekroju świadcząca o zakotwiczeniu cząsteczki ig 9 irregular line of cross-section as the results of particle deposition ry 10 s m podłoża przed a i po b natryskiwaniu ig 10 s m iew of substrate before a and after b spraying a b c d e f a b widok ← widok ← widok ← widok ← widok ← widok ← 24 przegląd spawalnictwa 1/2013 która wypycha część ziaren na bok, skutkiem czego dochodzi tylko do kraterowania powierzchni i odbijania zniekształconych ziaren proszku w postaci ubytku. obszar ten stanowi początek budowanej warstwy. zaobserwowano, że przy pierwszej próbie p1 5 barw; 1 20 doszło przede wszystkim do kraterowania powierzchni. w całym obszarze warstwy niewiele ziaren zostało osadzonych. wynika to z niskich wartości parametrów procesu oraz zastosowania tylko jednego przejścia. kolejne próby umożliwiły uzyskanie spójnej warstwy we wszystkich przypadkach rys. 11a c . wiadczy to o konieczności uzyskania odpowiedniej energii procesu przez zwiększenie temperatury bądź ciśnienia gazu. można zaobserwować, że w kraterach widnieje pozostałość materiału stopu cyny jaśniejsza barwa , który oderwał się od nieosadzonego ziarna, tworzącego krater. stanowi to dowód na silne uplastycznienie materiału w wyniku tarcia oraz powstanie lokalnych mostków sczepnych, świadczących o połączeniu metalurgicznym. porównanie zdjęć z eksperymentu do wyników z modelu wykazuje znaczne podobieństwo, szczególnie w dwóch ostatnich próbach, gdzie uzyskano najwyższą energię procesu. można na nich znaleźć silnie odkształcone cząstki z dużą wypływką, zbliżone kształtem do zdjęć z modelu. ry 11 s m naniesionych cząstek oraz kształt cząstki z modelu w poszczególnych próbach: a 2, b 5, c 6 ig 11 s m iew of the particles and it shape in the model in samples: a 2, b 5, c 6 nio ki nalizując otrzymane wyniki, można wyciągnąć następujące wnioski: w chwili uderzenia cząstki w podłożu tworzy się krater; średnica i głębokość krateru wzrasta proporcjonalnie do prędkości cząstki oraz czasu kontaktu cząstki i podłoża, natomiast stosunek wysokości do szerokości osadzonej cząstki maleje; odkształcenie plastyczne cząstki oraz podłoża koncentruje się w określonych obszarach otaczających powierzchnię elementów, w wyniku czego tworzy się wypływka zmiękczonego i uplastycznionego materiału; literat ra 1 king p. ., bae g., zahiri s. ., jahedi m., ee .: n perimental and finite lement study of old spray opper impact onto wo luminum substrates, journal of hermal spray echnology, ol. 1 3 , 2010, s. 620-634. w obszarze styku, gdzie występują największe odkształcenia, w wyniku tarcia dochodzi do znacznego wzrostu temperatury; wraz ze wzrostem prędkości grubość wypływki powierzchniowej zmniejsza się, wywołując wzrost naprężeń plastycznych zlokalizowanych w obszarze styku; cyna ma większą gęstość od aluminium, dlatego uderzenie cząstki wywołało głęboki krater o dużej średnicy dla każdej zadanej prędkości; duża plastyczność cyny przy jej dużej gęstości prowadzi również do powstania długiej, cienkiej wypływki. 2 kang k. ., oon s. ., ji . g., ee .: o idation ffects on the ritical elocity of pure l feedstock deposition in the kinetic spraying process, hermal spray 2007: global oating solutions sm international , 2007. a b c prędkość cząstki υp, m/s 501 emp. cząstki p, 62 prędkość cząstki υp, m/s 577 emp. cząstki p, 18 prędkość cząstki υp, m/s 611 emp. cząstki p, 5 25przegląd spawalnictwa 1/2013 3 i .-j., i w.., ..: wang, ffect of spray ngle on deposition haracteristics in old spraying, hermal spray 2003: d ancing the science and pplying the echnology, sm international , 2003. 4 ghelichi ., bagherifard s., guaglianom. , erani m.: numerical simulation of cold spray coating, surface oatings echnology, 205, 2011, pp. 52 4-5301. 5 i w.., gao w.: some aspects on 3d numerical modeling of high elocity impact of particles in cold spraying by e plicit nite element analysis, pplied surface science, 255, 200 , s. 7878-78 2. 6 dykhuizen . . and smith m.f.: gas dynamic principles of old spray, journal of hermal spray echnology, ol. 7 2 , 1 8, s. 205-212. 7 staniszewski b.: ermodynamika, państwowe wydawnictwo naukowe, warszawa, 1 82. 8 szargut j.: ermodynamika techniczna, wydawnictwo naukowe pwn, warszawa, 1 1. ning .-j., wang . -s., ma z., and kim . -j.: numerical study of inight particle parameters in ow-pressure old spray process, journal of hermal spray echnology, ol. 1 6 , 2010, s. 1211-1217. 10 i w.., iao ., douchy g., oddet .: optimal design of a cold spray nozzle by numerical analysis of particle elocity and e perimental alidation with 316 stainless steel powder, materials and design, ol. 28, 2007, s. 212 -2137. 11 hampagne .k.: he cold spray materials deposition process fundamentals and applications, woodhead publishing imited, ambridge, 2007. 12 obias schmidt, amid ssadi, frank gartner, orst ichter, horsten stoltenhoff, einrich kreye, homas klassen: from particle cceleration to impact and bonding in old spraying, journal of hermal spray echnology, ol. 18 5-6 , 200 , s. 7 4-808. 13 pawlowski .: science and engineering of thermal spray coatings, john wiley sons, hichester, 2008. 14 schmidt ., g rtner f., ssadi ., and kreye .: de elopment of a generalized parameter window for old spray deposition, cta mater. 54, 2006, s. 72 -742. 15 fei ., ong ., na .: strain rate effect and johnsonook models of lead-free solder alloys, international onference on lectronic packaging echnology igh density packaging, 2008. rtykuł powstał dzięki badaniom nansowanym przez narodowe entrum nauki w ramach projektu nr 2011/01/n/s 8/04 75, pt. „ dhesi e properties of arious material coatings deposition with low-pressure cold spray-ing”. polskie towarzystwo spawalnicze – oddział w opolu organizuje w dniach 17 – 19 września 2013 r. wyjazd na targi spawalnicze w essen (niemcy) uczestnikom wyjazdu zapewniamy: • przejazd komfortowym autokarem na trasie opole – essen – opole i dojazdy na targi. • pełne wyżywienie, noclegi w hotelu (pokoje 2-osobowe, łazienka, wc, tv, telefon). • ubezpieczenie zagraniczne. prosimy o jak najszybsze wstępne powiadomienie o chęci wyjazdu. w kolejnym ogłoszeniu podany zostanie koszt uczestnictwa oraz szczegółowe dane dotyczące wyjazdu. informujemy, iż przypadku większej ilości chętnych o rezerwacji miejsca decydować będzie kolejność zgłoszeń. więcej informacji można uzyskać u organizatorów: bienias zygmunt, tel. +48 502 096 917, e-mail: zygmunt.halina@wp.pl derwich tomasz, tel. +48 774019258, e-mail: tomasz.derwich@esab.pl ps 5 2017 www 1 109przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 modele spawalniczych źródeł ciepła  w analizie pola temperatury welding heat source models in the analysis of temperature field mgr inż. damian rochalski; dr hab. inż. dariusz golański, prof. pw; dr hab. inż. tomasz chmielewski, prof. pw – politechnika warszawska. autor korespondencyjny/corresponding author: dgol@wip.pw.edu.pl streszczenie w pracy przedstawiono charakterystykę podstawowych rodzajów modeli spawalniczych źródeł ciepła wykorzystywanych w analizie pola temperatury. pierwsza część pracy obejmuje genezę modeli źródeł ciepła przy spawaniu oraz opis takich modeli jak model płaski dyskowy, oraz model podwójnie elipsoidalny goldaka. w dalszej części pracy przedstawiono przykłady zbudowanych modeli numerycznych spawanych płyt, w których zaimplementowano cztery różne modele źródeł ciepła: dyskowy, podwójnie elipsoidalny, prostopadłościenny i hybrydowy. zobrazowano wyniki obliczeń numerycznych (mes) w postaci rozkładów pola temperatury w analizowanych modelach oraz dokonano porównania otrzymanych wyników. słowa  kluczowe: pole temperatury; modele źródeł ciepła; modelowanie mes abstract the paper presents the characterization of basic types of welding power heat sources used in the analysis of temperature field. the first part of the paper contains the genesis of heat source models used for welding processes. it describes mainly the flat disk and double-ellipsoid goldak models. the second part of the paper presents as an example numerical (fem) models of welding heat sources. four types of disk, double-elispsoid, cuboid and hybrid models were constructed. the results of temperature field obtained from these models were presented and analyzed in comparison to each other. the results of temperature distribution show that it is very important to select adequate type of heat source model for the simulation of a welding process. keywords: temperature field; heat source model; fem modeling wstęp pole temperatury w procesach spajania odgrywa kluczową rolę i jest przedmiotem wielu badań i analiz [1÷4]. rozkład temperatury ma wpływ na wiele czynników, które decydują o jakości otrzymanego złącza spawanego. wymienić tu można takie aspekty jak np. strukturę spoiny i obszaru strefy wpływu ciepła oraz jej wielkość, czy też powstające deformacje i naprężenia własne [5,6]. charakter pola temperatury jaki powstaje podczas spawania zależy od zastosowanej metody spawania, a w szczególności od rodzaju i parametrów spawalniczego źródła energii. dlatego też znajomość rozkładu temperatury jaki powstaje podczas spawania jest niezwykle cenna, ponieważ pozwala przewidywać pewne zjawiska w materiałach spawanych, a przez to sterować parametrami spawania w taki sposób, aby złącze spawane charakteryzowało się pożądanymi własnościami. do wyznaczania pola spawalniczego pola temperatury stosuje się metody analityczne (uproszczone), numeryczne (oparte na mes) oraz eksperymentalne damian rochalski, dariusz golański, tomasz chmielewski przeglad welding technology review (np. pomiary kamerą termowizyjną czy z użyciem termopar). z uwagi na koszt prowadzenia badań eksperymentalnych bardzo szybko rozwinęły się metody numeryczne, oparte na metodzie elementów skończonych, gdzie rozwiązuje się równanie przewodnictwa cieplnego fouriera przy założonych warunkach brzegowych określających wymianę ciepła z otoczeniem. jednakże wykorzystanie analizy mes nie jest takim łatwym zadaniem, jak mogłoby się to wydawać. zbudowanie odpowiedniego modelu obliczeniowego wymaga często dużo czasu, jednak raz zbudowany z powodzeniem może być stosowany w kolejnych analizach. dodatkowo złożoność procesów, jakie towarzyszą spawaniu, zmusza do sto sowania szeregu odpowiednich uproszczeń i przybliżeń. całość sprawia, że otrzymanie poprawnych wyników jest zadaniem trudnym, lecz mimo tego oszczędności i zalety wynikające z zastosowania modelowania z wykorzystaniem metod numerycznych są niepodważalne. 110 przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 istnieje bardzo duża ilość modeli źródeł ciepła stosowanych w analizach numerycznych. różnią się one między sobą przede wszystkim liczbą płaszczyzn, w których działają, kształtem oraz rozkładem ciepła. bardzo ważnym aspektem są również oczekiwania, jakie postawione są w danej analizie. inne modele będą wykorzystywane w przypadku analizy naprężeń poprzecznych w spoinie, a inne w przypadku naprężeń wzdłużnych. ich mnogość spotykana w dostępnej literaturze wynika z faktu, iż każdy badacz chcąc uzyskać wyniki jak najbliższe rzeczywistości, podejmuje próby opisania źródła ciepła w nowy sposób, który często jest pewnym rozwinięciem dostępnych modeli. z tego powodu niemożliwym się wydaje opisanie wszystkich modeli źródeł ciepła, dlatego też w niniejszej pracy zostaną przedstawione te najważniejsze, które wywarły największy wpływ na rozwój modelowania pola temperatury. modele źródeł ciepła  stosowane w analizie pola temperatury przy spawaniu modelowanie numeryczne procesów spawania ma głównie na celu ocenę rozkładu pola temperatury oraz towarzyszących im naprężeń, których wielkość i rozkład mogą znacząco wpływać na trwałość eksploatacyjną złącza spawanego. zanim na dobre rozwinęły się techniki komputerowe wykorzystywane do modelowania procesów spawania trwały prace mające na celu oszacowanie pola temperatury przy spawaniu w sposób analityczny. modele źródeł ciepła o jednorodnym rozkładzie już w 1946 roku rosenthal [7] przedstawił analityczne rozwiązanie rozkładu temperatury, co stało się podstawą do rozwoju opisu źródeł ciepła przy spawaniu. rosenthal przedstawił rozwiązanie analityczne rozkładu temperatury dla przemieszczającego się punktowego źródła ciepła: gdzie: t – temperatura, r – odległość od źródła ciepła, q – ciepło wprowadzone przez źródło, k – przewodność cieplna, α – dyfuzyjność cieplna. wyniki doświadczalne pomiarów pola temperatury przy spawaniu pokazały, że równanie rosenthala daje dobrą zgodność rozwiązania dla danej wielkości spoiny, ale nie niesie ze sobą informacji o kształcie jeziorka ciekłego metalu. prowadzi także do przeszacowania głębokości spoiny oraz do niedoszacowania szerokości spoiny przy wysokich parametrach technologicznych spawania. wynikało to z przyjęcia punktowego źródła ciepła, które daje nieskończenie wysoką ilość wprowadzonego ciepła w pobliżu punktowego źródła ciepła. również niezbyt realistycznie wyglądał obszar strefy wpływu ciepła dla przeprowadzonych obliczeń. z kolei pavelic [8] wykorzystując metodę różnic skończonych (mrs) zbudował liniowy model źródła ciepła dla określenia rozkładu temperatury w dwuwymiarowej płycie. w eksperymencie tym niezbędne do przeprowadzenia analizy było ustalenie warunków brzegowych (rys. 1). rys. 1. rozkład ciekłego jeziorka metalu (mp) przy liniowym modelu źródła ciepła [9] fig. 1. distribution of weld metal pool (mp) in a linear heat source model rys. 2. rozkład ciekłego jeziorka metalu (mp) przy cylindrycznym modelu źródła ciepła [9] fig.  2. distribution of weld metal pool (mp) in a cylindrical heat source model kolejnymi ważnymi modelami dwuwymiarowymi były cylindryczne oraz kwadratowe modele źródeł ciepła. polegały one na tym, iż po ustaleniu ich wielkości wewnątrz przyjętego obszaru przypisywało się im wartość energii spawania po oszacowaniu wszelkich strat ciepła. następnie takie źródło przemieszczało się wzdłuż spawanego przedmiotu z prędkością odpowiadającą prędkości spawania (rys. 2). opisane powyżej modele źródeł ciepła ze względu na swoje działanie w dwóch płaszczyznach nie dają dokładnego odwzorowania pola temperatury na głębokości płyty. z tego powodu podjęto próby zastosowania modeli trójwymiarowych, co stało się możliwe wraz z rozwojem technologii oraz zwiększeniem mocy obliczeniowej komputerów. zastosowanie prostopadłościennego modelu źródła ciepła doprowadziło do uzyskania znacznie dokładniejszych wyników. pomimo znacznie dłuższego czas obliczeń powstała możliwość przeprowadzenia pełnej analizy zachodzących zjawisk wynikających z przemieszczania się spawalniczego źródła ciepła w procesach spawania. zastosowanie walcowego modelu źródła ciepła miało szczególne znaczenie w przypadku spawania laserowego, które charakteryzuje się dużą gęstością mocy, co można zasymulować właśnie za pomocą modelu o kształcie walca, w którym rozkład energii jest stały na całej głębokości. często w analizach symulacji procesów spawania laserowego czy też elektronowego wykorzystuje się również prostopadłościenny model źródła ciepła, także o jednorodnym rozkładzie. takie uproszczenie wynika często z ograniczeń samych programów komputerowych, ale także ma związek z rzeczywistym kształtem źródła ciepła gdzie np. w procesach spawania elektronowego wiązka elektronów może być skupiona w taki sposób, że przyjmie kształt prostokąta czy też kwadratu na powierzchni płyty. modele źródeł ciepła o niejednorodnym rozkładzie modele źródeł ciepła o niejednorodnym rozkładzie dają większe możliwości, gdyż pozwalają na lepsze odwzorowanie zjawisk zachodzących w rzeczywistych procesach oddziaływania źródła ciepła na materiał. z drugiej jednak (1) 111przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 strony, nie można jednoznacznie stwierdzić ich przewagi nad modelami o jednorodnym rozkładzie, gdyż zakres ich stosowania może być zupełnie inny. w 1983 roku eagar and tsai [10] jako pierwsi zaproponowali model źródła o niejednorodnym rozkładzie dla ruchomego źródła ciepła poruszającego się po półnieskończonej płycie: rys. 3. rozkład gaussowski objętościowego źródła ciepła fig. 3. gaussian distribution of volumetric heat sources rys. 5. model podwójnie elipsoidalny goldaka spawalniczego źródła ciepła [13] fig. 5. a double ellipsoidal goldak’s welding heat source model rys. 4. rozkład źródła ciepła i kształt ciekłego jeziorka metalu [11] fig. 4. the distribution of the heat source and the shape of the weld pool gdzie: q – powierzchniowy strumień cieplny w odległości r, u – napięcie, i – natężenie prądu, k – współczynnik sprawności, σ – promieniowa odległość od źródła. równanie stanowiło jedno z pierwszych przybliżeń umożliwiających ocenę geometrii jeziorka ciekłego metalu na bazie fundamentów wymiany ciepła. podobnie jak w modelu rostenthala przyjęto założenie braku konwekcji i radiacji na brzegu modelu oraz stałe właściwości cieplne i quasi-stacjonarny półnieskończony ośrodek. w odróżnieniu od równania rosenthala jedyną różnicą było zastosowanie gaussowskiego rozkładu źródła ciepła (rys. 3). na podstawie powyższego modelu został wyprowadzony dyskowy model źródła ciepła przez pavelicia [8]. jest on zaprezentowany wraz z kształtem ciekłego jeziorka na rysunku 4. gdzie: q – ciepło spawania dostarczone na jednostkę powierzchni, q – wytworzona moc łuku elektrycznego przy sprawności η, napięciu u i natężeniu i (ηui), r – promień dysku, z – współrzędna lokalna określona wzdłuż ścieżki spawania, x – współrzędna lokalna określona wzdłuż prostopadłej do ścieżki spawania. dyskowy model źródła ciepła mimo bardzo dobrego odwzorowania kształtu ciekłego jeziorka sprawdza się jedynie w zadaniach, gdzie głębokość penetracji ciepła podczas procesu spawania jest pomijalnie mała. pomimo że dostępne rozwiązania wykorzystujące dwuwymiarowe (2d) gaussowskie źródła ciepła pozwalały przewidzieć rozkład temperatury w miejscach bliskich samego źródła, to w dalszym ciągu ich głównym ograniczeniem było to, że nie uwzględniały one wpływu oddziaływania w głąb materiału. w 1983 roku goldak [12] jako pierwszy zaproponował trójwymiarowe (3d) podwójnie elipsoidalne ruchome źródło, ciepła. przeprowadzone obliczenia numeryczne pola temperatury w czasie spawania płyty pokazały, że zaproponowane przestrzenne źródło ciepła może wyeliminować wady poprzedniego dwuwymiarowego modelu gaussowskiego dla oszacowania pola temperatury w złączach spawanych przy znacznie większych głębokościach wtopienia. goldak pierwotnie zaproponował pół-elipsoidalne źródło w którym strumień cieplny ma rozkład gaussa podobny jak dla źródła objętościowego: ten model źródła pozwalał na wyznaczanie gradientów temperatury przed łukiem, które jednak okazały się mniej strome niż wyznaczone doświadczalnie, a z kolei te za źródłem były bardziej strome. zostało to skorygowane w modelu podwójnie elipsoidalnym źródła ciepła. model podwójnie elipsoidalny goldaka (rys. 5) składa się z dwóch pół-elipsoidalnych objętości, które zostały wspólnie połączone tworząc nowy strumień cieplny. w modelu tym należy więc osobno opisać równaniem dwie pół-elipsy występujące przed oraz za źródłem ciepła przyjmując określone parametry geometryczne: a, b, c, cf, cr (rys. 5). zostało zaproponowane równanie, które determinuje rozkład źródła ciepła [3]: (2) (3) (4) 112 przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 wartości tych parametrów pierwotnie wyznaczono mierząc efekty falowania powierzchni jeziorka ciekłego metalu. z braku innych danych, przyjęto także, że długość elipsy przed źródłem jest równa połowie szerokości spoiny, a długość elipsy za źródłem równa jest jej dwukrotnej szerokości. cechą charakterystyczną geometrii podwójnie elipsoidalnej jest to, że może być łatwo wykorzystana zarówno do modelowania spawania z niewielkim wtopieniem łuku spawalniczego, jak i głębszym wtopieniem jak to ma miejsce przy spawaniu laserowym i elektronowym. rozkład strumienia ciepła w kierunku wzdłużnym ma charakter gaussowski. przednia połowa źródła ciepła stanowi ćwiartkę pierwszej elipsy, natomiast tylna połowa źródła jest ćwiartką drugiej elipsy. w takim układzie każdą elipsę definiują cztery parametry, które w sensie fizycznym odpowiadają wymiarom strefy ciekłego jeziorka. znając przekrój tej strefy (np. na podstawie badań) można wyznaczyć parametry źródła ciepła. w pierwszym przybliżeniu goldak założył, że odległość przed źródłem jest równa połowie szerokości spoiny, a odległość za źródłem jest równa dwóm szerokościom spoiny. aby zasymulować efekty nagrzewania łukowego przyjęto, że ciepło wprowadzone jest do materiału jako ciepło wewnętrzne generowane na jednostkę objętości. dla ułatwienia wprowadza się współrzędną ξ ustawioną w miejscu położenia źródła ciepła i poruszającą się razem z nim. ramka odniesienia (w modelowaniu mes) obejmująca źródło ciepła i przemieszczająca się podczas spawania jest związana ze współrzędną materiału spawanego zależnością: w równaniach tych q oznacza ciepło występujące w źródle, przy spawaniu łukowym (q = ηvi). parametry a, b, cf i cr są niezależne i mogą przyjmować różne wartości dla przedniej i tylnej części źródła. charakterystyczne dla tego modelu jest to, że efekty początku i końca działania źródła ciepła mogą być w nim także uwzględnione. rozkład przestrzenny ciepła jest obliczony z równań 6 i 7 i wprowadzony do obliczeń pola temperatury jako ciepło generowane w sposób objętościowy. w zależności od zastosowania oraz procesu zostały również opracowane inne objętościowe modele źródła ciepła oparte na gaussowskim rozkładzie m.in. stożkowy oraz półkulisty model źródła ciepła, które jednak są stosowane bardzo rzadko i odgrywają mniej znaczącą rolę niż model zaproponowany przez goldaka. przykład modelu numerycznego  spawania płyty z wykorzystaniem  różnych modeli źródła ciepła zaprezentowano cztery modele numeryczne wykorzystujące różne modele spawalniczych źródeł ciepła: model dyskowy, model goldaka, model prostopadłościenny oraz model hybrydowy. trzy pierwsze będą wykorzystywały te same wielkości geometryczne dotyczące spawanych blach, jak i parametry bezpośrednio dotyczące samego procesu spawania takie jak moc źródła ciepła oraz prędkość spawania. w przypadku modelu hybrydowego w celu lepszego zobrazowania całego procesu spawania zwiększono grubość blach oraz moc źródła ciepła. jako przykład ilustrujący zastosowanie różnych modeli spawalniczych źródeł ciepła przy modelowaniu pola temperatury zbudowano model numeryczny (mes) spawanych doczołowo płyt stalowych o wymiarach 50 x 100 x 5 mm (rys. 6), przy następujących parametrach: i = 130 a, u = 22 v, η = 0,7, vsp = 80 cm/min. na podstawie podanych parametrów obliczona została całkowita wartość energii: gdzie: v – prędkość spawania, τ – czas opóźnienia niezbędny aby określić pozycję źródła ciepła w czasie t = 0. udziały wagowe przyporządkowane do przedniej i tylnej części elips są oznaczone odpowiednio przez cf i cr. udziały te spełniają zależność cf + cr = 2. oznaczając przez q gęstość mocy wewnątrz elipsy (w w/m3) a parametry a, b i c półosie elips równoległe do osi x, y, ξ otrzymujemy równanie opisujące rozkład gęstości mocy w przedniej ćwiartce elipsy: oraz w tylnej ćwiartce elipsy: gdzie: qf – moc źródła ciepła na jednostkę objętości przed osią elektrody, qr – moc źródła ciepła na jednostkę objętości za osią elektrody, q – wytworzona moc łuku elektrycznego przy sprawności η, napięciu u i natężeniu prądu i, a – szerokość spoiny określona w kierunku prostopadłym do osi spoiny, b – wielkość penetracji źródła ciepła w głąb spoiny, cf – przednia głębokość penetracji wzdłuż osi spoiny, cr – tylna głębokość penetracji wzdłuż osi spoiny. z uwagi na symetrię geometrii modelowanie obejmowało tylko jedną płytę wraz z połową złącza. analogicznie, zastosowany przy spawaniu model źródła ciepła także jest symetryczny co wystarcza na użycie jego połowy. takie podejście znacząco zmniejsza czas potrzebny na przygotowanie modelu oraz przeprowadzenie symulacji komputerowej. rys. 6. widok płyt biorących udział w procesie spawania fig. 6. view of the plates involved in the welding process (5) (8) (6) (7) 113przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 w symulacji założono, że wymiana ciepła pomiędzy źródłem ciepła a materiałem spawanym odbywać się będzie jedynie na drodze przewodzenia. konwekcja oraz radiacja zostały uwzględnione we współczynniku sprawności. wymianę ciepła pomiędzy materiałem spawanym a otoczeniem opisano poprzez konwekcję, której wielkość (współczynnik) ustalono na poziomie αk = 10 w/m 2k, co odpowiada warunkom panującym w powietrzu bez wymuszonego przepływu (tzw. konwekcja swobodna). do celów analizy numerycznej przyjęto właściwości materiałowe stali (przewodność cieplna, ciepło właściwe, gęstość) takie jak dla czystego żelaza na podstawie danych literaturowych [14]. uwzględniono również ich zmienność w zależności od temperatury. obliczenia numeryczne przeprowadzono za pomocą programu do analizy zagadnień cieplnych i mechanicznych lusas fea v.14.7 opartego na metodzie elementów skończonych. model dyskowy  dyskowy model spawalniczego źródła ciepła należy do modeli o niejednorodnym rozkładzie. oznacza to, że wewnątrz obszaru w każdym jego punkcie wartość przydzielonego ciepła jest inna, zgodna z rozkładem gaussa. największa gęstość ciepła występuje w osi dysku, najmniejsza zaś na obwodzie. na rysunku 7 zaprezentowano wyniki symulacji ukazujące pole temperatury w czasie procesu spawania stalowej płyty. rys. 7. pole temperatury w modelu dyskowym źródła ciepła – rzut z góry fig. 7. temperature field in the disk model of heat source – upper projection rys. 10. model dyskowy – cykl cieplny dla punktu znajdującego się w osi spoiny fig. 10. disk model thermal cycle of the point in a weld axis rys. 9. pole temperatury w modelu dyskowym – przekrój poprzeczny (lewa połowa modelu) fig. 9. temperature field in the disk model – cross section (left half of model) rys. 8. pole temperatury w modelu dyskowym – rzut z boku (w linii spoiny) fig. 8. temperature field in the disk model – side projection (in weld line) kolor czerwony opisuje obszar jeziorka ciekłego metalu. wyraźnie widać, iż przyjmuje on postać półokręgu – zgodnie z kształtem modelu źródła ciepła. przed tym obszarem gradient temperatury jest zdecydowanie większy niż za nim, co wynika z przemieszczania źródła ciepła w procesie spawania. widoczne zniekształcenia linii pola temperatury wynikają z niedokładności modelu numerycznego, jednakże do celów porównawczych jest on akceptowalny. na rysunku 8 i rysunku 9 przedstawiono pole temperatury w modelu dyskowym widoczne w rzucie bocznym oraz w przekroju poprzecznym. otrzymane rozkłady dostarczają cennych informacji na temat kształtu spoiny utworzonej w wyniku zastosowania danego modelu. w przypadku modelu dyskowego uzyskano szerokość spoiny równą 5,08 mm oraz grubość (głębokość) 1,22 mm. w wyniku przeprowadzonych obliczeń możemy również wyznaczyć cykl cieplny w dowolnym punkcie modelu, na podstawie którego wyznacza się czas stygnięcia τ8/5, który w tym przypadku dla punktu znajdującego się w osi spoiny wynosi 0,6 s (rys.10). model goldaka  główną cechą modelu goldaka odróżniającą go od modelu dyskowego jest jego przestrzenne działanie. ponadto, model ten składa się z dwóch różnych podobszarów: pierwszą pół-elipsoidę znajdującą się przed osią oraz drugą znajdującą się za nią. przeprowadzona analiza numeryczna z wykorzystaniem modelu goldaka zawierała identyczne parametry procesu jak w modelu dyskowym. różnica wynikała wyłącznie z działania innego rodzaju źródła ciepła. oddziaływanie źródła ciepła we wszystkich kierunkach (x,y,z) skutkuje tym, że pole temperatury obrazujące jeziorko ciekłego metalu, widoczne na rysunku 11 w rzucie z góry, jest mniejsze niż przy zastosowaniu modelu płaskiego. maksymalna temperatura, jaką zarejestrowano w modelu goldaka również uległa zmniejszeniu i wyniosła ok. 2430 °c (rys. 12), co wydaje się oczywiste z uwagi na to, że zmniejszyła się gęstość energii. przekrój poprzeczny (rys. 12 i 13) wyraźnie ukazuje różnice w geometrii spoiny uzyskanej przy użyciu modelu goldaka w porównaniu do modelu dyskowego. w tym przypadku 114 przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 rys. 11. pole temperatury w modelu goldaka – rzut z góry fig. 11. temperature field in goldak’s model – upper projection wyznaczone pole temperatury (rys. 15 i 16) podczas symulacji wykorzystującej model prostopadłościenny prowadzi do otrzymania spoiny o najmniejszej szerokości wynoszącej 5,64 mm. z drugiej strony uzyskano grubość spoiny równą 2,45 mm. widać więc, że model prostopadłościenny, lepiej nadaje się do opisu źródła ciepła w postaci skoncentrowanej, jak to ma miejsce w procesach spawania plazmowego czy też laserowego. model hybrydowy   modele hybrydowe spawalniczego źródła ciepła pojawiły się w momencie powstania procesów spawania hybrydowego, do których należy zaliczyć przede wszystkim spawanie hybrydowe laser + gma czy też plazma + gma. w takiej kombinacji mamy do czynienia z równoczesnym oddziaływaniem klasycznego źródła ciepła (gma) oraz skoncentrowanego źródła ciepła (laser, plazma), które nagrzewają materiał spawany. w przedstawionej analizie zbudowano model hybrydowy źródła ciepła, który stanowi połączenie modelu goldaka oraz modelu prostopadłościennego. dla lepszego rys. 12. pole temperatury w modelu goldaka – rzut z boku (w linii spoiny) fig.  12. temperature field in goldak’s model – side projection (in weld line) rys. 14. pole temperatury w modelu prostopadłościennym – rzut z góry fig. 14. temperature field in a cuboid model – upper projection rys. 15. pole temperatury w modelu prostopadłościennym – rzut z boku (w linii spoiny) fig.  15. temperature field in a cuboid model – side projection (in weld line) rys. 16 pole temperatury w modelu prostopadłościennym – przekrój poprzeczny (lewa połowa modelu) fig. 16. temperature field in a cuboid model – cross section (left half of model) rys. 13. pole temperatury w modelu goldaka – przekrój poprzeczny (lewa połowa modelu) fig. 13. temperature field in goldak’s model – cross section (left half of model) szerokość spoiny jest mniejsza i wynosi 3,38 mm, z kolei grubość spoiny (głębokość wtopienia) jest większa i osiąga poziom 1,47 mm. wyliczony na podstawie cyklu cieplnego czas stygnięcia τ8/5 znacząco nie różni się od tego uzyskanego w modelu dyskowym i wynosi 0,59 s. model prostopadłościenny model prostopadłościenny źródła ciepła, w odróżnieniu od wcześniejszych modeli charakteryzuje się jednorodnym rozkładem mocy, która jest rozłożona w trzech wymiarach. ma on reprezentować oddziaływanie ciepła w procesach spawania o skoncentrowanej energii, takich jak wiązka lasera czy strumień plazmy. znany i stosowany do tych procesów jest także model walca, jednakże z uwagi na uproszczenie geometrii do analizy pola temperatury przyjęto wersję modelu o kształcie prostopadłościennym. na rysunku 14 przedstawiono wyznaczone w analizie numerycznej pole temperatury dla modelu prostopadłościennego. jak widać powierzchnia obejmująca obszar ciekłego jeziorka metalu w rzucie z góry jest zdecydowanie najmniejsza spośród dotychczas zaprezentowanych modeli. izotermy przybierają kształt linii ukierunkowanych niemal prostopadle do powierzchni blachy co świadczy o znacznych oddziaływaniu źródła ciepła w głąb grubości materiału. 115przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 rys. 17. pole temperatury w modelu hybrydowym – rzut z góry fig. 17. temperature field in the hybrid model – upper projection rys. 18.  pole temperatury w modelu hybrydowym – rzut z boku (w linii spoiny) fig.  18. temperature field in the hybrid model – side projection (in weld line) rys.  19.  pole temperatury w modelu hybrydowym – przekroje poprzeczne fig. 19. temperature field in the hybrid model – cross sections zobrazowania efektu działania modelu hybrydowego zdecydowano się zwiększyć grubość blach modelu geometrycznego do 10 mm. zwiększono także całkowitą moc źródła ciepła do 7400 w. pozostałe parametry modelu, w tym prędkość spawania pozostały niezmienne. na rysunku 17 przedstawiono obliczone dla modelu hybrydowego pole temperatury podczas spawania dwóch blach. widoczny jest dużo większy obszar obejmujący jeziorko ciekłego metalu. można zauważyć występowanie wąskiego obszaru przetopionego materiału na froncie źródła (oddziaływanie źródła skoncentrowanego), które płynnie rozszerza się i wydłuża w środkowej i tylnej części źródła (klasyczne źródło ciepła). połączone oddziaływanie dwóch różnych rodzajów źródeł ciepła jest lepiej widoczne na rysunku 18 gdzie pokazano rozkład pola temperatury w przekroju wzdłużnym złącza biegnącym w linii spoiny. pierwsze źródło o skoncentrowanych rozkładzie prowadzi do uzyskania głębokiego wtopienia. widoczny jest wysoki gradient temperatury na przodzie tego źródła, występujący przede wszystkim w kierunku spawania. drugie źródło ciepła charakteryzuje się znacznie większą długością, mniejszym zasięgiem oddziaływania w głąb materiału pełniąc często funkcję wypełnienia spoiny oraz formowania jej lica. z uwagi na szereg uproszczeń związanych z geometrią modelu źródła ciepła widoczny jest pewien uskok pomiędzy częścią pola temperatury, powstały w wyniku oddziaływania źródła skoncentrowanego oraz klasycznego (rys. 19). podsumowanie  wyznaczenie rozkładu pola temperatury poprzez analizę numeryczną dostarcza nam szereg cennych informacji dotyczących samej spoiny m.in. szerokość, grubość (głębokość wtopienia), strefy wpływu ciepła, czasu stygnięcia w zakresie temperatury 800-500 °c czy też temperatury maksymalnej. dzięki temu analiza taka jest bardzo cennym narzędziem pozwalających już na etapie projektowania złączy spawanych ocenić je i dokonać ewentualnych korekt w procesie spawania, które zapewnią uzyskanie korzystniejszych parametrów złącza. w tablicy 1 zamieszczono wybrane parametry wyznaczone w analizie numerycznej przedstawionych przykładów modeli spawalniczych źródeł ciepła. przeprowadzone w pracy analizy numeryczne pola temperatury dla różnych rodzajów spawalniczych źródeł ciepła mają charakter porównawczy, mający na celu głównie pokazanie, jak dla identycznych parametrów spawania uzyskuje się znacznie różniące się od siebie rozkłady pola temperatury podczas spawania. model goldaka oparty na podwójnej elipsoidzie i rozkładzie gaussa daje znaczne lepsze rezultaty w procesach spawania łukowego niż model płaski dyskowy. z drugiej strony, jeśli interesuje nas jedynie rozkład temperatury na powierzchni spawanego przedmiotu to model dyskowy źródła ciepła może być również z powodzeniem stosowany. na jego korzyść przemawia fakt szybszego przygotowania procesu oraz krótszy czas obliczeń. w przypadku analiz gdzie głębokość wtopienia jest istotna model ten ustępuje jednak wspomnianemu modelowi przestrzennemu. w przypadku modelowania procesów spawania wykorzystujących skoncentrowane źródła ciepła jak np. wiązka laserowa duże znaczenie ma wykorzystanie modeli przestrzennych prostopadłościennych oraz walcowych o jednorodnym rozkładzie. umożliwiają one zbudowanie źródła ciepła o małej średnicy wiązki oraz dużej gęstości energii. potwierdzają to uzyskane wyniki obliczeń, w których spoina jest o małej szerokości oraz dużej głębokości wtopienia. modele hybrydowe spawalniczych źródeł ciepła mają w domyśle łączyć w sobie skoncentrowane źródło ciepła z klasycznych źródłem np. opisanym modelem goldaka. przedstawiony przykład analizy pola temperatury z wykorzystaniem takiego modelu pokazuje, że nadawać się one mogą do opisu pola temperatury w procesach spawania hybrydowego laser + gma czy plazma + gma oraz że mają one duży potencjał rozwoju wynikający z coraz większego rozwoju metod spawania hybrydowego. 116 przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 literatura [1] komanduri r., hou, z.b.: thermal analysis of the arc welding process: part i. general solutions, metallurgical and materials transactions b, vol. 31b, pp. 1353–1370, 2000. [2] golański d., chmielewski t.: modelowanie pola temperatury w czasie stygnięcia układu powłoka-podłoże wytworzonego przez natryskiwanie cieplne, prace naukowe politechniki warszawskiej. mechanika, zeszyt nr 230, s. 95–104, 2010. [3] golanski d.: temperature distribution in a cylindrical al2o3-steel joint during the vacuum brazing cycle, journal of materials processing technology, vol.56 (1-4), pp. 945–954, 1996. [4] hudycz m., chmielewski t., golański d.: analysis of distribution of temperature and stresses during the friction metallisation of aln ceramics with titanium, biuletyn instytutu spawalnictwa w gliwicach, vol. 60, no. 5 pp. 63–67, 2016. [5] choa jr, leea b.y., moonb y.h., van tynec c.j.: investigation of residual stress and post weld heat treatment of multi-pass welds by finite element method and experiments, journal of materials processing technology, vol. 155–156, pp. 1690–1695, 2004. [6] yi h-j, kim j-y, yoon y-h, kang s-s: investigations on welding residual stress and distortion in a cylinder assembly by means of a 3d finite element method and experiments, journal of mechanical science and technology, vol. 25, issue 12, pp. 3185–3193, 2011. [7] rosenthal d.: the theory of moving sources of heat and its application to metal treatments, trans. asme, 68-11, pp. 849–866, 1946. [8] pavelic v., tanbakuchi r., uyehara o.a., myers p.s.: welding res. suppl. july, pp. 295–304, 1969. [9] komanduri r., hou, z.b.: thermal analysis of the arc welding process: part ii. effect of variation of thermophysical properties with temperature, metallurgical and materials transactions b, vol. 32b, pp. 483–499, 2001. [10] eagar t.w., tsai n.-s.: temperature fields produced by traveling distributed heat sources, welding journal, vol. 62(12) pp. 346–355, 1983. [11] krutz g.w. and segerlind l.j.: finite element analysis of welded structures, welding journal, vol. 57, pp. 211– 216, 1978. [12] goldak j., chakravarti a, bibby m.: a new finite element model for welding heat sources, metallurgical transactions b, vol. 15, no. 2, pp. 299–305, 1984. [13] francis j.d.: welding simulation of aluminum alloy joints by finite element analysis, master’s thesis, virginia polytechnic institute and state university, usa, 2002. [14] goldsmith a., waterman t.e., hirchorn h.j.: handbook of thermophysical properties of solid materials, new york 1961. tablica i. zestawienie porównawcze wybranych parametrów dla różnych modeli spawalniczych źródeł ciepła table i. comparison of selected parameters for different models of welding heat sources model dyskowy goldaka prostopadłościenny hybrydowy szerokość spoiny [mm] 5,08 3,38 2,40 5,96 grubość spoiny [mm] 1,22 1,47 2,45 9,30 szerokość swc [mm] 13,00 7,14 5,64 12,20 czas stygnięcia t8/5 [s] 0,60 0,59 0,69 2,32 temp maksymalna [°c] 3343 2429 2177 3793 moc źródła [w] 2000 2000 2000 7400 prędkość spawania [mm/s] 13,6 13,6 13,6 13,6 energia liniowa [j/mm] 147,05 147,05 147,05 544,11 podsumowując, należy stwierdzić, że podczas symulacji numerycznych procesów spawania bardzo ważny jest dobór odpowiedniego modelu spawalniczego źródła ciepła, gdyż tylko w ten sposób możemy uzyskiwać wyniki, które będą zbliżały nas do rzeczywistego zachowania się złącza podczas spawania. znajomość rozkładu pola temperatury czy obrazowania cykli cieplnych podczas spawania umożliwia otrzymanie dalszych informacji, takich jak struktura powstająca w strefie wpływu ciepła czy też wyznaczenie rozkładu naprężeń własnych w złączu, jak i zobrazowanie rodzaju i wielkości odkształceń w konstrukcjach spawanych. 201210_pspaw.pdf 49przegląd spawalnictwa 10/2012 dariusz fydrych pękanie zimne stali spawanej w środowisku wodnym cold cracking of steel welded in water environment dr inż. dariusz fydrych – politechnika gdańska. streszczenie w artykule scharakteryzowano zagrożenia spawalności stali konstrukcyjnych związane z przeniesieniem spawania do środowiska wodnego. przedstawiono stan wiedzy oraz wyniki własnych prac badawczych dotyczących wpływu warunków i parametrów spawania pod wodą na wrażliwość do pękania zimnego stali konstrukcyjnych. zwrócono uwagę na to, że pomimo znaczącej liczby publikacji wciąż wiele istotnych zagadnień pozostaje nierozwiązanych. abstract the paper characterizes limitations in weldability of structural steel associated with the transfer of welding to the water environment. the state of the art and the results of research works concerning the effect of conditions and parameters on susceptibility to cold cracking of structural steels were presented for most common underwater welding techniques. attention was drawn to recent research trends and inconsistencies in the information related to the considered issues. a thesis was formulated that, despite of the significant number of publications, still many important aspects of weldability of steel remain unsolved. wstęp woda jest środowiskiem spawania oddziałującym niekorzystnie na większość czynników mogących spowodować pękanie zimne [1, 2]: – obecność kruchych struktur hartowniczych, – koncentracja wodoru, – wartość naprężeń pozostających, – skład chemiczny spoin i obecność wtrąceń niemetalicznych oraz wydzieleń, – działanie karbu. przeniesienie procesu spawania do środowiska wodnego powoduje przede wszystkim zwiększenie zawartości wodoru dyfundującego w stopiwie oraz prędkości stygnięcia [3÷7]. wzrost prędkości stygnięcia przyczynia się z kolei do formowania się kruchych struktur i wzrostu wartości naprężeń pozostających [1, 2]. podstawowa klasyfikacja procesów spawania pod wodą dzieli je na metody mokre i suche. metody suche można w dalszej kolejności podzielić na izobaryczne i hiperbaryczne [3÷6]. spawanie hiperbaryczne realizuje się w warunkach podwyższonego ciśnienia gazu wypychającego wodę z obszaru spawania [3÷5]. cechą charakterystyczną spawania mokrego jest bezpośredni kontakt nurka-spawacza, elektrody i materiału rodzimego z wodą. wariantem pośrednim jest metoda lokalnej komory suchej [24], polegająca na miejscowym odizolowaniu miejsca spawania od wody [5, 8, 9]. spawanie pod wodą realizuje się zazwyczaj typowymi procesami spawalniczymi. możliwości zastosowania poszczególnych procesów w różnych warunkach spawania podwodnego zestawiono w tablicy i. tablica i. możliwość zastosowania procesów spajania w środowisku wodnym [3÷10] table i. possibility of application of welding processes in water environment [3÷10] proces spawanie suche spawanie mokre spawanie metodą lokalnej komory mma (111) tak tak możliwe saw (121) tak tak nie mig/mag (131/135) tak możliwe tak fcaw (136/138) tak tak tak fcaw-s (114) możliwe tak możliwe spawanie plazmowe (15) możliwe nie możliwe spawanie laserowe (751) możliwe nie tak zgrzewanie tarciowe (41) tak tak nie zgrzewanie wybuchowe (441) nie tak nie przypawanie kołków (78) możliwe tak możliwe 50 przegląd spawalnictwa 10/2012 środowisko spawania stanowi potencjalne źródło wodoru. badania zawartości wodoru dyfundującego w stopiwie wykazują, że procesy spawania pod wodą generują znacznie większą jego ilość niż spawanie w powietrzu. w tablicy ii przedstawiono typowe zakresy nawodorowania stopiwa uzyskanego podczas spawania podwodnego. istotnym czynnikiem wpływającym na prędkość stygnięcia złączy spawanych pod wodą jest wymiana ciepła z otoczeniem przez konwekcję. współczynnik wymiany ciepła z otoczeniem jest duży i – w zależności od typu wrzenia wody na powierzchni granicznej spawanego elementu i pozycji spawania – może być nawet 100 razy większy niż dla spawania w powietrzu [6]. grubość materiału spawanego, podobnie jak przy spawaniu w powietrzu, ma istotny wpływ na prędkość stygnięcia. stwierdzono, że przy spawaniu pod wodą blach o grubości 6 mm prędkość stygnięcia jest 12 razy większa niż w środowisku powietrznym, a blach o grubości 19 mm tylko 3 razy [6]. zwiększoną skłonnością do tworzenia pęknięć zimnych charakteryzują się złącza wykonane w warunkach spawania mokrego, suchego hiperbarycznego i metodą lokalnej komory suchej [3, 4]. do określania wrażliwości na pękanie zimne złączy wykonanych pod wodą stosowano do tej pory zarówno próby technologiczne: tekken i cts [11, 12, 20÷22], jak i próby z regulowanymi naprężeniami: implant, rrc i trc [4, 23÷26]. spawanie mokre elektrodami otulonymi spośród metod spawania mokrego najczęściej stosowane jest spawanie ręczne elektrodami otulonymi [3÷7]. zazwyczaj stosuje się elektrody z otuliną rutylową. ponieważ spawanie odbywa się bezpośrednio w wodzie, złącza charakteryzują się wysoką skłonnością do tworzenia pęknięć zimnych. pęknięcia powstają nawet w stalach o niskim równoważniku węgla ce = 0,3 % [20]. w złączach ze stali niskowęglowej stwierdzono wzrost twardości struktury do wartości 350÷400 hv oraz występowanie licznych mikropęknięć wodorowych [20, 29]. z rysunku 1 wynika, że czasy stygnięcia złączy są krótsze od czasów stygnięcia w środowisku powietrznym. poza tym wzrost ilości wprowadzonego ciepła w pozycji podolnej w mniejszym stopniu wpływa na wzrost czasu stygnięcia t8/5, niż w przypadku spawania w środowisku powietrznym. czas stygnięcia złączy wykonanych w pozycjach pionowych nie zależy od ilości wprowadzonego ciepła, co tłumaczy się powstawaniem silniejszych prądów konwekcyjnych [4]. ilość wodoru dyfundującego w stopiwie zależy od ciśnienia wody, a więc od głębokości spawania [24, 27, 30]. badania wykonane elektrodami z otuliną rutylową wykazują, że zawartość wodoru w stopiwie nie zależy od stopnia jej zawilgocenia i zastosowanej warstwy ochronnej (rys. 2) [6, 14]. dzięki zastosowaniu elektrod z otuliną utleniającą możliwe jest obniżenie zawartości wodoru dyfundującego do ok. 13 ml/100g fe [15]. wyniki badań dotyczących wpływu ilości wprowadzonego ciepła są sprzeczne (rys. 3 i 4). z wykresów wynika ponadto, że regulacja parametrów spawania nie zmniejszy zawartości wodoru do wartości, która zabezpieczałaby złącze przed powstawaniem pęknięć. wzrost natężenia prądu spawania powoduje wzrost ilości wodoru w złączu (rys. 5). istotny wpływ na to zjawisko wywiera również biegunowość spawania. stopień nawodorowania stopiwa jest niższy przy biegunowości ujemnej. wynika to z mechanizmu wnikania wodoru do ciekłego metalu. przy biegunowości dodatniej wodór wnika bezpośrednio do jeziorka, natomiast w przeciwnym przypadku jest przenoszony do jeziorka w kroplach metalu [15]. tablica ii. typowe ilości wodoru dyfundującego w stopiwie przy spawaniu pod wodą (metoda glicerynowa) [9÷19] table ii. typical values of diffusible hydrogen amount in deposited metal obtained in water environment (glycerin method) [9÷19] proces spawania ilość wodoru dyfundującego w stopiwie, ml/100 g fe spawanie mokre elektrodami otulonymi rutylowymi 45÷87 spawanie mokre elektrodami otulonymi utleniającymi 13 spawanie mokre elektrodami otulonymi zasadowymi 35÷45 spawanie mokre mag poniżej 30 spawanie mokre drutem samoosłonowym 25÷44 spawanie mokre saw 50 spawanie metodą lokalnej komory suchej mag (c1) 10÷20 rys. 1. zależność czasu stygnięcia złącza od ilości wprowadzonego ciepła: ○ – spawanie w powietrzu, ● – spawanie pod wodą, ▫ – napawanie w powietrzu, ▪ – napawanie pod wodą, 6 – spawanie pod wodą w pozycji pionowej [4] fig. 1. effect of heat input on cooling time: ○ – welding in air, ● – welding under water, ▫ – overlaying in air, ▪ – overlaying under water, 6 – welding under water in vertical position [4] 51przegląd spawalnictwa 10/2012 ilość wodoru w stopiwie zależy również od jego składu chemicznego i rośnie wraz ze wzrostem zawartości niobu, natomiast spada, gdy zwiększa się zawartość chromu, molibdenu i wolframu [7]. z wyników badań własnych wynika, że statystycznie istotny wpływ na zawartość wodoru dyfundującego mają następujące czynniki [14]: – zasolenie wody, – zanieczyszczenie elektrody węglowodorami, – natężenie prądu spawania, – biegunowość prądu spawania. wzrost zasolenia wody i spawanie z biegunowością dodatnią powodują zmniejszenie zawartości wodoru dyfundującego w stopiwie, natomiast zanieczyszczenie elektrody węglowodorami i wzrost natężenia prądu spawania wpływają na jego wzrost. uzyskane wyniki są częściowo (wpływ biegunowości) niezgodne z danymi literaturowymi i wymagają weryfikacji. ilość wodoru dyfundującego w stopiwie elektrod rutylowych można obliczyć z następującego równania [14]: hd = 55,63 + 0,08 • i + 8,25 • s–2,12 •z–2,28 • b (1) gdzie: hd – zawartość wodoru dyfundującego w stopiwie oznaczona metodą glicerynową, ml/100g fe; i – natężenie prądu spawania; a, s – stan elektrody (stopień zanieczyszczenia otuliny olejem); z – zasolenie wody ‰; b – biegunowość spawania. minimalną ilość wprowadzonego ciepła zabezpieczającą przed pęknięciami można obliczyć z równania [4]: el = 200 • (p–t/600) – 67 (2) gdzie: el – ilość wprowadzonego ciepła kj/cm, p = ce + hd/60 + r/200000, ce – równoważnik węgla wg mis %, hd – zawartość wodoru dyfundującego, ml/100g fe, r – intensywność utwierdzenia mpa, t – temperatura podgrzewania wstępnego, °c. rys. 3. wpływ ilości wprowadzonego ciepła przy spawaniu mokrym elektrodami otulonymi na zawartość wodoru dyfundującego w stopiwie [19] fig. 3. effect of heat input of mma wet welding on diffusible hydrogen content in deposited metal [19] rys. 4. wpływ ilości wprowadzonego ciepła przy spawaniu mokrym elektrodami otulonymi na ilość wodoru dyfundującego w stopiwie [31] fig. 4. effect of heat input of mma wet welding on diffusible hydrogen amount in deposited metal [31] rys. 5. wpływ natężenia prądu spawania przy spawaniu mokrym elektrodami otulonymi na ilość wodoru dyfundującego w stopiwie [31] fig. 5. effect of welding current of mma wet welding on diffusible hydrogen amount in deposited metal [31] rys. 2. wpływ czasu przebywania elektrody w środowisku wodnym na zawartość wodoru dyfundującego [6] fig. 2. effect of residence time of electrode in water environment on diffusible hydrogen content in deposited metal [6] 52 przegląd spawalnictwa 10/2012 spawanie mig/mag stan wiedzy związany z wrażliwością na pękanie zimne złączy wykonanych metodą mig/mag w warunkach mokrych jest wyjątkowo ubogi. wynika to przede wszystkim z faktu wypierania tego procesu przez oferującą lepsze właściwości złączy metodę lokalnej komory suchej oraz spawanie mokre drutami proszkowymi samoosłonowymi [16]. dostępne wyniki badań sugerują jednak podwyższoną skłonność do pękania zimnego złączy otrzymanych tą metodą, gdyż zawartość wodoru dyfundującego w stopiwie osiąga wartość do 30 ml/100g fe [18]. badania przeprowadzone na próbkach implant wykonane w podobnych warunkach jak próby tekken wykazały, że naprężenia krytyczne są wyższe od granicy plastyczności badanej stali [24]. świadczy to o odporności stali na pękanie i nie jest zgodne z wynikami badań [4, 22]. niewiele jest informacji o spawalności stali konstrukcyjnych o granicy plastyczności wyższej niż 420 mpa spawanych pod wodą. stale o wysokiej wytrzymałości walcowane termomechanicznie s420m i s500m spawane pod wodą elektrodami rutylowymi omnia i zasadowymi kryo 1 mogą powodować pęknięcia zimne w złączach doczołowych (próby tekken) i złączach ze spoinami pachwinowymi (próby cts) [11, 12, 32, 33]. na rysunku 6 pokazano rozkład twardości złącza próbnego cts ze stali s500m (ce = 0,3%) wykonanego pod wodą. ograniczenie skłonności do tworzenia pęknięć zimnych w swc można osiągnąć przez zastosowanie elektrod otulonych o zawartości niklu zapewniającej spoinie strukturę austenityczną. w takim wypadku należy jednak liczyć się z możliwością wystąpienia w spoinie pęknięć gorących i zimnych [29]. natomiast badania metodą implant wykazały, że zastosowanie stopiwa austenitycznego spowodowało wzrost skłonności do tworzenia pęknięć zimnych w swc [24]. podobne spostrzeżenie było rezultatem analizy wyników prób cts ze stali s500m spawanej elektrodami austenitycznymi avesta 316 l/skr [11]. opracowane na podstawie próby tekken kryteria bezpiecznego spawania mokrego stali niestopowych są następujące [6]: wartość równoważnika węgla materiału rodzimego ce < 0,30% i ilość wprowadzonego ciepła wyższa od 1,5 kj/mm. w przypadku zastosowania elektrod austenitycznych równoważnik węgla spawanej stali może być większy – nawet do 0,40% [6]. zmniejszenie wrażliwości na pękanie zimne można uzyskać dzięki zastosowaniu techniki ściegu odpuszczającego zapobiec zastosowaniu techniki ściegu odpuszczającego [22, 34÷36]. skuteczność tej techniki zależy od parametrów wykonania ściegów odpuszczających, podziałki oraz czasu między wykonaniem napoin. badania wstępne wykazały, że obniżenie twardości maksymalnej swc poniżej 350 hv w przypadku stali s355j2g3 można osiągnąć w szerokim (40÷85%) zakresie podziałki [35]. obecnie dzięki jednoczesnemu wykorzystaniu techniki ściegu odpuszczającego i zastosowaniu elektrod o zmodyfikowanym składzie otuliny istnieje możliwość wykonania złączy spawanych bez pęknięć w swc ze stali o wartości równoważnika węgla ce = 0,462% i zawartości węgla c = 0,2% [34]. spawanie łukiem krytym pod topnikiem strefa spawania podwodnego łukiem krytym zostaje przykryta topnikiem i żużlem, co powoduje obniżenie prędkości stygnięcia, nie dopuszczając do wzrostu twardości złącza i powstawania pęknięć. nie stwierdzono występowania pęknięć zimnych w złączach ze stali o równoważniku węgla ce = 0,36% pomimo bardzo dużej zawartości wodoru w stopiwie (50 ml/100g fe). tłumaczy się to stosunkowo długim czasem stygnięcia złączy (t8/5 = 15 s), co znalazło odzwierciedlenie w rozkładzie twardości złączy pokazanym na rysunku 7 [13]. rys. 6. rozkład twardości złącza próbnego cts ze stali s500m wykonanego na mokro, hvmax = 488 [11] fig. 6. hardness distribution across cts joint, steel s500m welded in wet conditions, hvmax = 488 [11] rys. 7. rozkład twardości w złączu doczołowym wykonanym pod wodą łukiem krytym pod topnikiem [13] fig. 7. hardness distribution across butt joint, steel welded in wet conditions by submerged arc welding [13] numery odcisków tw ar do ść h v 10 tw ar do ść h v 53przegląd spawalnictwa 10/2012 spawanie drutami samoosłonowymi spawanie mokre drutami samoosłonowymi jest procesem wykorzystywanym głównie w krajach dawnego związku radzieckiego. stosunkowo liczne zastosowania tej metody świadczą o jej przydatności w remontach jednostek pływających [16]. w literaturze odnotowano rzadkie przypadki występowania pęknięć zimnych w złączach wykonanych tą metodą. wysoka zawartość wodoru w zakresie 25÷44 ml/100 g sugeruje, że w przypadku spawania stali o wyższej wartości równoważnika węgla takie niezgodności też mogą powstawać [17]. zgodnie z wykresami pokazanymi na rysunkach 8 i 9 wzrost napięcia łuku powoduje wzrost zawartości wodoru dyfundującego, natomiast rys. 8. wpływ napięcia łuku fcaw-s na zawartość wodoru dyfundującego w stopiwie [16] fig. 8. effect of fcaw-s voltage on diffusible hydrogen content in deposited metal [16] rys. 9. wpływ natężenia prądu spawania na zawartość wodoru dyfundującego w stopiwie [16] fig. 9. effect of fcaw-s welding current on diffusible hydrogen content in deposited metal [16] zwiększanie natężenia prądu lub zasolenia wody – spadek jego ilości [16]. wyniki badań własnych wskazują, że wzrost długości wolnego wylotu drutu oraz prędkości spawania powoduje zwiększenie ilości wodoru dyfundującego, natomiast odwrotny wpływ ma zwiększenie natężenia prądu spawania, napięcia łuku i zasolenia wody [17]. spawanie suche hiperbaryczne spawanie suche hiperbaryczne polegające na zastosowaniu komory, dzięki której następuje całkowite usunięcie wody z obszaru spawania, zapewnia złączom spawanym warunki technologiczne zbliżone do panujących podczas spawania w powietrzu. najczęściej stosowaną metodą spawania hiperbarycznego jest spawanie ręczne elektrodą otuloną [37]. rzadziej stosuje się spawanie mag, tig i fcaw [38]. wilgotność atmosfery gazowej, będącej potencjalnym źródłem wodoru może osiągać nawet 90% [37], a czasy stygnięcia złączy są zbliżone do czasów uzyskiwanych uzyskiwanych przy spawaniu w powietrzu. głębokość spawania hiperbarycznego nie wpływa na twardość maksymalną swc złączy ze stali niskowęglowej, której wartość dochodzi do 250 hv [37], ale ma wprost proporcjonalny wpływ na wzrost zawartości wodoru dyfundującego w stopiwie [4, 30]. w przypadku spawania elektrodami zasadowymi stwierdzono wzrost ilości wodoru dyfundującego z 5 do ponad 10 ml/100g fe [3]. stąd wynika konieczność suszenia elektrod i przechowywania ich w podwyższonej temperaturze, często w atmosferze helu. ze względu na higroskopijność otuliny, elektrody wyjęte z pojemników nie powinny przebywać w komorze hiperbarycznej dłużej niż 10 min. zastosowanie podgrzewania wstępnego jest w warunkach hiperbarycznych ograniczone powierzchnią stosowanych komór roboczych. stanowi jednak skuteczną metodę obniżenia skłonności do formowania się pęknięć zimnych. zwiększenie temperatury początkowej elementów stalowych o równoważniku węgla 0,45% spawanych metodą fcaw do 100°c wpłynęło na zmniejszenie twardości maksymalnej swc z 345 do 268 hv [38]. spawanie metodą lokalnej komory suchej spawanie z zastosowaniem lokalnej komory suchej jest możliwe dzięki wykorzystaniu standardowego urządzenia do spawania półautomatycznego, czyli źródła prądu, podajnika drutu elektrodowego, systemu dostarczania gazu osłonowego i uchwytu spawalniczego wyposażonego w komorę, której głównym zadaniem jest wytworzenie w otoczeniu łuku 54 przegląd spawalnictwa 10/2012 w czasie spawania w środowisku powietrznym (rys. 13) [26]. w zależności od przyjętych warunków wynosi ona 5÷21 ml/100 g fe [9]. w zakresie przeprowadzonych badań nie osiągnięto poziomu ilości wodoru właściwej dla procesów niskowodorowych. wzrost zawartości wodoru dyfundującego w stopiwie jest powodowany przez wzrost napięcia łuku, zasolenia wody, natężenia prądu spawania i prędkości spawania. zwiększenie długości wolnego wylotu i wydatku gazu osłonowego wpływa natomiast na wielkość wynikową w sposób przeciwny. zależności te można przedstawić w postaci równania [9]: hd = 2,99 – 0,24 · lw + 0,02·i + 0,39 · u + + 4,72 · vsp + 0,27·z – 0,18 · wg gdzie: hd – zawartość wodoru dyfundującego w stopiwie oznaczona metodą glicerynową, ml/100 g fe; lw – długość wolnego wylotu, mm; i – natężenie prądu spawania, a; u – napięcie łuku, v; vsp – prędkość spawania, cm/s; z – zasolenie wody, ‰; wg – wydatek gazu osłonowego, l/min obszaru pozbawionego wody. konstrukcja lokalnej komory suchej pozwala na usunięcie wody z jej wnętrza, osuszenie powierzchni spawanego materiału oraz ochronę jeziorka i łuku spawalniczego gazem osłonowym [3÷5, 8]. metoda ta charakteryzuje się stosunkowo niskimi kosztami i zbliżeniem warunków cieplnych i metalurgicznych spawania do panujących w powietrzu. do wad metody zalicza się brak możliwości obserwacji procesu spawania oraz powstawanie tzw. mokrego stanu powierzchni wynikającego z niedostatecznego osuszenia spawanych elementów przez gaz osłonowy [4, 5]. tym ostatnim zjawiskiem tłumaczy się możliwość zwiększania się ilości wodoru dyfundującego, a więc i zwiększonej skłonności do tworzenia pęknięć zimnych w porównaniu ze spawaniem w środowisku powietrznym. na rysunku 10 pokazano fragment złącza ze stali s420m wykonanego metodą lokalnej komory suchej, w którym rozwinęło się pęknięcie w spoinie. wyniki doświadczeń z dowodzą, że zawartość wodoru dyfundującego w stopiwie zmniejsza się wraz ze wzrostem wydatku gazu osłonowego (rys. 11) [19]. również zwiększenie ilości wprowadzonego ciepła powoduje zmniejszenie ilości wodoru (rys. 12). z wyników badań własnych wynika również, że podczas spawania lokalną komorą suchą generowana jest większa ilość wodoru dyfundującego niż rys. 10. złącze doczołowe ze stali s420m wykonane metodą lokalnej komory suchej z pęknięciem zimnym w spoinie fig. 10. butt joint of s420m steel made by local cavity welding with cold crack in weld rys. 11. wpływ wydatku gazu osłonowego na zawartość wodoru dyfundującego w stopiwie podczas spawania metodą lokalnej komory suchej [19] fig. 11. effect of shielding gas flow rate on diffusible hydrogen content in deposited metal during local cavity welding [19] rys. 12. wpływ ilości wprowadzonego ciepła na zawartość wodoru dyfundującego w stopiwie podczas spawania metodą lokalnej komory suchej [19] fig. 12. effect of heat input of local cavity welding on diffusible hydrogen content in deposited metal [19] rys. 13. zawartość wodoru dyfundującego w stopiwie przy spawaniu metodą lokalnej komory suchej w osłonie co2; ilość wprowadzonego ciepła 20 kj/cm [39] fig. 13. diffusible hydrogen content in deposited metal during local cavity welding, shielding gas – co2, heat input 20 kj/cm [39] ilo ść w od or u dy fu nd uj ąc eg o h d , m l/1 00 g f e wydatek gazu osłonowego wg, l/min] (3) 55przegląd spawalnictwa 10/2012 rzeczywisty cykl cieplny zarejestrowany podczas spawania pod wodą metodą lokalnej komory suchej pokazany na rysunku 14 ma charakterystyczny punkt na krzywej stygnięcia będący skutkiem chłodzącego działania wody i wskazujący na zwiększenie szybkości stygnięcia w porównaniu ze spawaniem powietrzu. twardość maksymalna swc zależy od składu chemicznego stali i parametrów spawania. na twardość złączy wpływa również rodzaj gazu osłonowego. przy zastosowaniu gazu c1 otrzymuje się niższe wartości twardości niż w przypadku spawania w osłonie gazu m21 [41]. wartość znormalizowanych naprężeń krytycznych z próby implant dla złączy ze stali s355j2g3 wykonanych metodą lokalnej komory suchej wynosi α = 0,73, co interpretuje się jako częściową skłonność do tworzenia pęknięć zimnych [42]. wyniki badań twardości złączy próbnych badanych zgodnie z zasadą pokazaną na rysunku 15 potwierdzają otrzymane rezultaty, gdyż twardość maksymalna swc jest praktycznie równa przyjmowanej jako graniczna wartości 350 hv (rys. 16). w badanych złączach stwierdzono występowanie pęknięć zimnych o nieregularnym kształcie biegnących wzdłuż linii wtopienia [43]. w przeważającej części występowały w płaszczyźnie prostopadłej do osi. wykryto również liczne rozgałęzione mikropęknięcia. w obszarze swc badanych próbek zidentyfikowano strukturę hartowniczą. badania fraktograficzne rys. 14. cykl cieplny spawania metodą lokalnej komory suchej [40] fig. 14. thermal cycle of local cavity welding [40] rys. 15. zgład makroskopowy złącza implant po pomiarze twardości [26] fig. 15. macroscopic cross section of implant joint after hardness test [26] rys. 16. rozkład twardości złącza implant; stal s355j2g3, hvmax = 351 [26] fig. 16. hardness distribution across implant joint, steel s355j2g3, hvmax = 351 [26] rys. 17. pęknięcie zimne w złączu implant. przełom kruchy transkrystaliczny i częściowo międzykrystaliczny. w centralnej części zdjęcia widoczne międzykrystaliczne pęknięcie prostopadłe do powierzchni przełomu [43] fig. 17. cold crack in implant joint. transgranular and intergranular fracture regions. intergranular crack in the central part of photograph [43] przełomów pęknięć zimnych potwierdziły, że powstałe pęknięcia mają charakter zarówno transkrystaliczny, jak i międzykrystaliczny. w strukturze hartowniczej pęknięcia przebiegają głównie transkrystalicznie. wykryte pęknięcia mają nieregularny kształt i są silnie rozgałęzione. przykładową fotografię przełomu pęknięcia zimnego pokazano na rysunku 17. podobnie jak w czasie spawania mokrego również w przypadku spawania lokalną komorą suchą poprawienie spawalności można uzyskać stosując technikę ściegu odpuszczającego. twardość maksymalna swc napoin na stali s355j2g3 po zastosowaniu napawania odpuszczającego nie przekraczała 250 hv10 [36]. podsumowując stan wiedzy dotyczący tworzenia pęknięć zimnych złączy wykonanych metodą lokalnej komory suchej, należy zauważyć, że informacje pochodzące z literatury są sprzeczne. z jednej strony podkreśla się zaletę metody, jaką jest zachowywanie te m pe ra tu ra t , o c czas t, s tw ar do ść , h v 3c odległość od linii wtopienia, mm 56 przegląd spawalnictwa 10/2012 warunków spawania zbliżonych do spawania na powietrzu, a z drugiej wyniki badań: twardości (o wartościach nawet do 470 hv sugerujących wytwarzanie się struktury martenzytycznej) i oznaczania zawartości wodoru dyfundującego wskazują na możliwość powstawania pęknięć zimnych. podsumowanie najpoważniejszym ograniczeniem spawalności stali w przypadku spawania w środowisku wodnym jest zwiększona skłonność do formowania się pęknięć zimnych, przy czym źródeł takiego stanu rzeczy upatruje się w zwiększonej zawartości wodoru dyfundującego oraz krótszych czasach stygnięcia. warunki takie wpływają niekorzystnie na czynniki odpowiedzialne za mechanizm pękania na zimno. większość wyników badań wskazuje na zwiększoną skłonność do tworzenia pęknięć zimnych złączy wykonanych w środowisku wodnym. w przypadku spawania mokrego pęknięcia zimne tworzą się w złączach ze stali węglowych o ce > 0,35% i w stalach o podwyższonej wytrzymałości. wyniki badań wskazują również na wysoką skłonność do powstania pęknięć zimnych spoin stali walcowanych termomechanicznie. spawanie w warunkach suchych izobarycznych nie stwarza problemów związanych z powstawaniem pęknięć zimnych. nieprzestrzeganie zaleceń dotyczących specjalnego traktowania (suszenie i przechowywanie) elektrod otulonych może natomiast skutkować pękaniem złączy wykonanych w komorach hiperbarycznych. spawanie metodą lokalnej komory suchej nie wywołuje pęknięć w stali niskowęglowej i powoduje wzrost wnioski głównym ograniczeniem spawalności stali w środowisku wodnym jest skłonność do pękania zimnego. nasilenie tego zjawiska dla danego gatunku stali zależy od zastosowanej metody, warunków i parametrów spawania. jeżeli złącze wykonywane jest pod wodą, zawartość wodoru dyfundującego wzrasta znacząco w porównaniu ze spawaniem w środowisku powietrznym. metoda ściegu odpuszczającego stanowi skuteczną metodę poprawy spawalności stali o podwyższonej wytrzymałości w środowisku wodnym. stan wiedzy dotyczący skłonności złączy spawanych wykonanych pod wodą do tworzenia pęknięć zimnych jest w wielu przypadkach niekompletny i wymaga dodatkowych badań. dotyczy to zwłaszcza stali konstrukcyjnych o podwyższonej i wysokiej wytrzymałości. literatura [1] bailey n.: weldability of ferritic steels. abington publishing, abington hall, cambridge, england 1994. [2] butnicki s.: spawalność i kruchość stali. wydawnictwa naukowo-techniczne, warszawa 1991. [3] cotton h. c.: welding under water and in the splash zone – a review. proceedings of the international conference „underwater welding”, trondheim, norway 1983. [4] christensen n.: the metallurgy of underwater welding. proceedings of the international conference „underwater welding”, trondheim, norway 1983. [5] łabanowski j., fydrych d., rogalski g.: underwater welding – a review. advances in materials science 3/2008. wrażliwości na pękanie zimne stali o podwyższonej wytrzymałości do poziomu skłonności częściowej, pomimo zastosowania wysokich wartości wydatku gazu osłonowego i ilości wprowadzonego ciepła. zapobieganie tworzeniu się pęknięć zimnych w przypadku spawania pod wodą jest trudniejsze niż przy spawaniu w powietrzu. możliwości ograniczenia zawartości wodoru dyfundującego w złączu są znacznie mniejsze. suszenie i pokrywanie powłokami elektrod otulonych praktycznie (poza spawaniem hiperbarycznym) nie daje znaczących efektów. stosowanie jako gazu osłonowego co2, nawet o wydatku przekraczającym 50 l/min, nie pozwala na obniżenie ilości wodoru w stopiwie poniżej 10 ml/100 g fe. zastosowanie spoiwa austenitycznego minimalizuje ryzyko występowania pękania zimnego, jednak powoduje formowanie się pęknięć gorących. spawanie w warunkach mokrych znacznie utrudnia zastosowanie podgrzewania wstępnego. możliwość modyfikacji cyklu cieplnego spawania przez dobór parametrów spawania jest ograniczona przez węższy zakres stabilności łuku. zjawiska odpowiadające za zwiększoną skłonność do tworzenia pęknięć zimnych podczas spawania pod wodą nie są dostatecznie rozpoznane. analiza literatury wykazuje istotne luki i sprzeczności w informacjach dotyczących odporności złączy wykonanych pod wodą na formowanie się pęknięć zimnych. dotychczasowe badania dotyczyły głównie spawania mokrego, które jest najczęściej stosowane. wprawdzie podstawowym ograniczeniem spawalności stali w środowisku wodnym jest skłonność do powstawania pęknięć zimnych, jednak z praktyki oraz analizy literatury wynika, że drugim poważnym zagrożeniem jest zjawisko pękania gorącego. 57przegląd spawalnictwa 10/2012 [6] lesiński k.j.: metalurgiczne aspekty spawania pod wodą. materiały konferencji naukowo-technicznej „problemy cięcia i spawania pod wodą”, itmmis, gdańsk 1985. [7] ibarra s., grubbs c.e., liu s.: state of the art and practice of underwater wet welding of steel. international workshop on underwater welding of marine structures. new orleans, usa, 1994. [8] zhang x., ashida e., shono s., matsuda f.: effect of shielding conditions of local dry cavity on weld quality in underwater nd:yag laser welding. journal of materials processing and technology. vol. 174, issues 1-3, may 2006. [9] fydrych d., rogalski g.: wpływ warunków spawania podwodnego metodą lokalnej komory suchej na zawartość wodoru dyfundującego w stopiwie. przegląd spawalnictwa 11/2009. [10] ambroziak a., gul b.: podwodne zgrzewanie tarciowe uplastycznionym trzpieniem stalowym złączy zakładkowych (fhpp). przegląd spawalnictwa 9-10/2006. [11] bartnicki k.: ocena skłonności do tworzenia pęknięć zimnych stali spawanej pod wodą. praca dyplomowa stopnia inżynierskiego realizowana pod kierunkiem dr. inż. dariusza fydrycha. politechnika gdańska, gdańsk 2012. [12] kurzawa p.: spawalność stali wysokiej wytrzymałości spawanej pod wodą. praca dyplomowa stopnia inżynierskiego realizowana pod kierunkiem dr. inż. dariusza fydrycha. politechnika gdańska, gdańsk 2012. [13] hasai a., suga y., kishi s.: on underwater submerged – arc welding (the 2nd report). transactions of the japan welding society, 1/1980. [14] fydrych d., rogalski g.: wpływ warunków spawania mokrego elektrodą otuloną na zawartość wodoru dyfundującego w stopiwie. przegląd spawalnictwa 2/2008. [15] medeiros r.c., liu s.: a predictive electrochemical model for weld metal hydrogen pickup in underwater wet welds. journal of offshore mechanics and arctic engineering, 11/1998. [16] kononenko w. ya.: effect of water salinity and mechanized underwater welding parameters on hydrogen and oxygen content of weld metal. proceedings of the international conference „welding under extreme conditions”, helsinki, finland 1989. [17] fydrych d., rogalski g.: badania procesów spawania pod wodą. sprawozdanie z pracy badawczej bw 014693 08, politechnika gdańska, gdańsk 2010. [18] hoffmeister h., kuster k.: process variables and properties of underwater wet shielded metal arc laboratory welds. proceedings of the international conference „underwater welding”, trondheim, norway 1983. [19] hoffmeister h., kuster k.: process variables and properties of wet underwater gas metal arc laboratory and sea welds of medium strength steels. proceedings of the international conference „underwater welding”, trondheim, norway 1983. [20] matsuda k., masumoto i., hasegawa m.: study on the crack sensitivity of mild steel welded joint by underwater welding. proceedings of the international conference „joining of metals – 2”, helsingor, denmark 1984. [21] ozaki h., naiman j., masubuchi k.: a study of hydrogen cracking in underwater steel welds. welding journal, 8/1977. [22] fydrych d., rogalski g., łabanowski j.: spawalność stali o podwyższonej wytrzymałości w warunkach podwodnych. przegląd spawalnictwa 11/2011. [23] bohme d., eisenbeis c.: investigation into the credibility of the implant test when used to assess the cold cracking sensitivity of underwater wet welds. proceedings of the international conference „welding under extreme conditions”, helsinki, finland 1989. [24] brink s.h., boltje g.w.: cold cracking susceptibility of welds obtained by wet underwater welding. proceedings of the international conference „underwater welding”, trondheim, norway 1983. [25] yara h., makishi y., kikuta y., matsuda h.: the trc test for high strength steel in wet underwater welding. transactions of the japan welding society, 4/1988. [26] fydrych d.: wpływ warunków spawania na skłonność do tworzenia pęknięć zimnych przy spawaniu pod wodą. praca doktorska, politechnika gdańska, gdańsk 2005. [27] ando s., asahina t.: a study on the metallurgical properties of steel welds with underwater gravity welding. proceedings of the international conference „underwater welding”, trondheim, norway 1983. [28] skorupa a., bal m.: wpływ środowiska wodnego na jakość połączeń spawanych pod wodą. przegląd spawalnictwa 3/1986. [29] tasak e., bal m.: struktura i właściwości spoin wykonanych elektrodami otulonymi pod wodą. przegląd spawalnictwa 1-2/1985. [30] suga y., hasui a.: effect of pressure on mechanical properties of welded joints – on gravity arc welding under high pressure atmosphere. transactions of the japan welding society, 2/1991. [31] suga y.: effect of diffusible hydrogen on mechanical properties of underwater welded joints – study on improving the mechanical properties of underwater welded joints (the 1st report). transactions of the japan welding society, 10/1985. [32] kostro ł.: podwodne spawanie stali o wysokiej wytrzymałości. praca dyplomowa stopnia inżynierskiego realizowana pod kierunkiem dr. inż. dariusza fydrycha. politechnika gdańska, gdańsk 2011. [33] jakóbczak p.: ocena spawalności stali spawanej metodą mokrą. praca dyplomowa stopnia inżynierskiego realizowana pod kierunkiem dr. inż. dariusza fydrycha. politechnika gdańska, gdańsk 2011. [34] grubbs c. e.: joint industry underwater welding development program. phase i – final report. global divers & contractors inc., colorado school of mines, 1995. [35] fydrych d., łabanowski j.: zastosowanie techniki ściegu odpuszczającego w warunkach spawania mokrego. prace naukowe politechniki warszawskiej. seria: mechanika. warszawa 2012 (w druku). [36] sawicki s.: spawanie podwodne metodą lokalnej komory suchej. praca dyplomowa stopnia magisterskiego realizowana pod kierunkiem dr. inż. dariusza fydrycha. politechnika gdańska, gdańsk 2011. [37] skorupa a., masłowski a., bal m.: wytrzymałość połączeń spawanych pod wodą metodą hiperbaryczną. przegląd spawalnictwa 3/1996. [38] thomas d. b. j. user’s requirements and control of activities. proceedings of the international conference „underwater welding”, trondheim, norway 1983. [39] walczak w., fydrych d.: skłonność złączy wykonanych pod wodą do tworzenia pęknięć zimnych. prace naukowe politechniki warszawskiej. seria: mechanika z. 215. warszawa 2006. [40] rogalski g.: pomiary cykli cieplnych przy spawaniu pod wodą. prace naukowe politechniki warszawskiej. seria: mechanika. warszawa 2012 (w druku). [41] rogalski g., fydrych d.: wpływ parametrów spawania pod wodą na twardość złączy. prace naukowe politechniki warszawskiej. seria: mechanika z. 230. warszawa 2010. [42] fydrych d., kozak t.: effect of welding conditions on susceptibility to cold cracking of underwater welded joints. proceedings of international conference “wissenschaft fur die praxis”, bremen, germany 2006. [43] fydrych d., kozak t.: underwater welded joint properties investigation. advances in materials science 4/2009. 201213_pspaw.pdf 16 przegląd spawalnictwa 13/2012 lech dietrich paweł grzywna dominik kukla wykorzystanie metod optycznych do lokalizacji uszkodzeń zmęczeniowych utilization of optic methods for fatigue  failure location  prof. dr hab. inż. lech dietrich, mgr inż. paweł grzywna, dr inż. dominik kukla – instytut podstawowych problemów techniki pan. streszczenie monitorowanie zjawisk związanych ze zmęczeniem materiałów jako procesu inicjowanego lokalnie wymaga całopolowych obserwacji deformacji zachodzących pod wpływem obciążeń zmęczeniowych. metoda elektronicznej interferometrii plamkowej (espi) pozwala z dużą precyzją (przy zachowaniu stabilności układu pomiarowego) określić rozkład odkształceń na powierzchni próbki i tym samym wskazać miejsca koncentracji naprężeń wywołanych karbem (strukturalnym, geometrycznym). możliwa jest także ocena rozwoju tych deformacji w kolejnych cyklach zmęczenia aż do utworzenia pęknięcia i dekohezji próbki. bieżący pomiar odkształceń w strefie ich lokalizacji pozwala na ilościową ocenę dynamiki rozwoju uszkodzenia zmęczeniowego w badanym materiale. abstract monitoring the phenomena related to the materials’ fatigue as the process initiated locally requires the full-field observations of the displacement brought about by the fatigue strain. the electronic speckle pattern interferometry method enables to determine the distribution of displacement on the sample surface (retaining the stability of the measurement arrangement) and thus indicate the strain and also the stress concentration spots resulting from the defect (structural, geometrical one). it is also possible to assess the development of those distortions in consecutive fatigue cycles until the crack is formed and the sample decohesion takes place. the current measurement of displacements in their location zone enables to carry out a quantitative assessment of the fatigue failure development dynamics in the material evaluated. wyniki eksperymentu wykorzystanie metody espi, dającej polowy obraz rozkładu deformacji, do badania próbek z porowatego siluminu umożliwia zlokalizowanie miejsca inicjacji uszkodzenia pod wpływem obciążeń cyklicznych oraz monitorowanie rozwoju tego uszkodzenia w badanym materiale [1]. próbki z porowatego siluminu o minimalnym przekroju 18x4 mm poddano rozciągającym naprężeniom cyklicznym o wartości 100 mpa, co stanowiło 64% granicy plastyczności dla tego stopu. obrazy rozkładu deformacji pod wpływem obciążeń rejestrowano w 1, 2, 3, 5, 1000, 25 000, 100 000, 200 000 i 300 000 cykli, z wykorzystaniem statycznego układu obciążającego z ręczną pompę hydrauliczną. zapis obrazów przemieszczeń w czasie realizacji obciążeń dynamicznych na maszynie hydraulicznej, na której wykonywane były testy zmęczeniowe, jest niemożliwy z uwagi na generowane drgania układu przewyższające dziesięciokrotnie dokładność pomiarową metody espi. rejestracji przemieszczeń dokonywano dla narastającego obciążenia rozciągającego w wybranym cyklu według schematu pokazanego na rysunku 1. ze względu na wysokie wartości rys. 1. schemat obciążenia próbki w cyklach zmęczeniowych fig. 1. scheme of the sample load fatigue cycles 17przegląd spawalnictwa 13/2012 przemieszczeń w próbce pod wpływem naprężenia konieczne było wykonanie pomiarów w siedmiu krokach, począwszy od 1,2 kn aż do wartości 7,2 kn, która odpowiadała naprężeniu 100 mpa. obserwacje jednej z powierzchni próbki wykazały efekt lokalizacji przemieszczeń już w pierwszych cyklach obciążenia, co widoczne jest najlepiej na mapach odkształceń w kierunku działania siły osiowej – kierunku nazwanym y (rys. 2). proces ten rozwijał się w tym miejscu aż do pęknięcia próbki w 325 642 cyklu. na rysunku 3 pokazano obrazy odkształceń dla 1, 200 000 oraz 300 000 cykli. dla wszystkich pomiarów w kierunku y wyznaczono rozkład odkształceń w kierunku prostopadłym do osi próbki, w miejscu lokalizacji deformacji. na tej podstawie określono ilościowy przyrost odkształceń rejestrowanych w kolejnych sekwencjach obciążenia rozciągającego. wynik obrazuje wykres na rysunku 2, gdzie pokazano zmianę wartości maksymalnego odkształcenia uzyskanego w kolejnych cyklach. z obserwacji tych zmian wynika, że lokalny przyrost odkształceń powstały już w pierwszym cyklu obciążenia pozostaje niezmienny przez kolejne 200 000 cykli, a następnie dynamika jego rozwoju gwałtownie wzrasta aż do pęknięcia przy 325 642 cyklu. ilościowe zmiany w wartościach odkształcenia uwidaczniają profile wykonane w miejscu jego lokalizacji od pierwszego cyklu obciążenia do 200 000 cyklu (rys. 4). we wszystkich zarejestrowanych cyklach zmęczenia najwyższe wartości odkształcenia zlokalizowane są przy prawej krawędzi próbki, gdzie zainicjowane zostało uszkodzenie. profil 200 000 cyklu rys. 2. lokalizacja deformacji oraz jej rozwój w kolejnych cyklach obciążenia fig. 2. deformation location and it propagation in the following load fatigue cycles rys. 3. wyniki pomiarów – mapy odkształceń w kierunku y (wzdłuż osi działania siły). wymiary próbki podane w mm, wartości odkształceń 0,001 fig. 3. measurement results – maps of strain in y direction (along force axis). dimensions in mm, strain values as 0.001 rys. 4. poprzeczne profile zmian odkształceń w przekroju o jego maksymalnych wartościach fig. 4. the lateral profiles of cross-sectional strain changes of maximum values 1 cykl 100 000 cykli 300 000 cykli rys. 5. przełom próbki z widocznym na obu częściach porem oraz zbliżenie prążków zmęczeniowych w orzasze jego występowania fig. 5. fracture of the sample with void in both sides and the convergence of fatigue striations in the void surrounding area 18 przegląd spawalnictwa 13/2012 rys. 6. jedne z licznych porów na powierzchni przełomu fig. 6. example of voids in fracture face wnioski pomiar stopnia zmęczenia w materiałach jest możliwy za pomocą pomiaru parametru uszkodzenia opisanego w [2], nie umożliwia on jednak lokalizacji uszkodzeń zmęczeniowych. lokalizacja uszkodzeń zmęczeniowych jest możliwa za pomocą polowych metod badań deformacji powierzchni lub metod defektoskopowych. proces zmęczenia w materiale porowatym, takim jak badany stop odlewniczy literatura [1] dietrich l., grzywna p., kukla d.: material damage prediction in cast aluminum alloy using elektronic speckle pattern interferometry, 27th danubia adria symposium on developments in experimental mechanics, september 2010, wrocław, poland. aluminium, wykazuje efekt lokalizacji odkształceń już w pierwszych cyklach obciążenia. spowodowane jest to licznymi koncentratorami naprężeń w postaci pustek i porów. efekt lokalizacji jest jednak możliwy do obserwacji tylko przy podpowierzchniowym położeniu pustek inicjujących proces zmęczenia oraz przy zastosowaniu polowych metod obserwacji, takich jak metoda espi lub dic (digital image correlation). [2] kukla d., grzywna p.: ocena rozwoju procesów zmęczeniowych związanych z lokalnymi odkształceniami na przykładzie stali p91 dla energetyki, energetyka 8/2012, s. 405-410. wskazuje na zwiększenie dynamiki odkształceń w tym miejscu. jak widać na mikroskopowych zdjęciach fraktograficznych, przyczyną takiego umiejscowienia odkształceń była koncentracja naprężeń na liczącym ponad 200 µm porze (rys. 5). na przełomie próbki zaobserwowano liczne pory o podobnej wielkości, jednak położenie przy obu krawędziach powierzchni bocznych próbki wpłynęło na inicjację procesu zniszczenia w tym właśnie miejscu (rys. 6). fakt ten potwierdzają prążki zmęczeniowe, jakie można zaobserwować w różnych kierunkach wokół pustki (rys. 5). ← ← ← ← ← przeglad welding tec nology re iew redakcja przegląd spawalnictwa, ul. świętokrzyska 14a, 00-050 warszawa tel.: 22 827 25 42, fax: 22 336 14 79; e-mail: pspaw@ps.pl, www.pspaw.ps.pl 201202_pspaw.pdf 16 przegląd spawalnictwa 2/2012 jacek słania henryk fryc spawanie pojazdów szynowych – plany spawania welding of rail vehicules – welding plans dr hab. inż. jacek słania, prof. is– politechnika częstochowska, mgr inż. henryk fryc – alstom – konstal, chorzów. streszczenie omówiono zasady tworzenia planów spawania przy budowie pojazdów szynowych. przedstawiono wymagania normy en 15085 w zakresie planów spawania. wskazano zespoły pojazdów szynowych, dla których konieczne jest opracowanie planów spawania. omówiono sposoby kwalifikowania instrukcji technologicznych, w zależności od klasy jakości spoiny. podano reguły postępowania dotyczące ogólnych warunków spawania, w tym: kwalifikacji nadzoru spawalniczego, kwalifikacji spawaczy i operatorów/nastawiaczy, wymagań odnośnie stanowiska spawalniczego, czynności spawacza/operatora przed przystąpieniem do pracy, stanu materiałów podstawowych, dokumentów dostępnych na stanowisku, warunków przygotowania do spawania, zasad sczepiania, podgrzewania wstępnego i międzyściegowego, zasad stosowania płytek doi wybiegowych, oceny materiałów dodatkowych do spawania, cięcia termicznego, wykonywania zakończeń spoin i napraw złączy spawanych. przedstawiono też plan spawania zespołu podwozia pojazdu szynowego. abstract there were the rules of composing welding plans at construction of rail-vehicules. en 15085 requirements were presented. the sets of rail-vehicules for which the welding plans are necessary to be done were pointed out. the methods of wps qualification were described, depending on the joint quality level. what is more, welding conditions rules were described (these are as follows: welding inspection qualification, welders and operators’ qualifications, requirements on welding stations, welder/ operators activities before work beginning, parent materials conditions, documents available at working station, joint preparation conditions, the rules of tacking, preheating and interpass heating, the rules of using run-off and – run on plate, auxiliary materials and thermal cutting assessment, closing of the weld and joint repair work). the welding plan of rail-vehicule running gear was presented. wstęp zgodnie z normą en 15085, przy budowie, przebudowie i naprawie pojazdów szynowych wytwórca powinien opracować spawalniczą dokumentację projektową. w jej skład wchodzić mogą plany technologiczne, plany kolejności spawania, plany badań i instrukcje technologiczne spawania. posiadanie planów technologicznych konieczne jest dla następujących zespołów: – wózków wagonowych (podzespoły, montaż), – podwozia (z podzespołami), – nadwozia (ściana boczna, ściana czołowa, dach), – innych elementów o wysokich wymaganiach pod względem bezpieczeństwa i funkcjonalności (np. takich jak wały przegubowe, belki hamulcowe, korpusy silników, belka skrętu, podpory czopa skrętu). plany zawierające kolejność spawania wymagane są przy wykonywaniu kompleksowych zespołów, jak np.: – wózki wagonowe (belka bujakowa, belka skrętu łącznie z zespołem gniazda skrętu, ostojnica, czołownica, podpora gniazda skrętu, zawieszenie cięgieł, montaż ostojnicy i belki skrętu), – podwozia wagonu (łącznie z belką skrętu, ostojnicą, czołownicą, podporą czopa skrętu, zawieszeniem cięgieł). norma en 15085 dopuszcza stosowanie standardowych planów kolejności spawania (obowiązujących dla różnych typów pojazdów szynowych). jeżeli jest to konieczne, dodatkowa dokumentacja projektowa powinna być uzgodniona pomiędzy odpowiedzialnym nadzorem spawalniczym i klientem. 17przegląd spawalnictwa 2/2012 rys. 1. fragment planu spawania zawierający tylko kierunki i kolejność spawania fig. 1. part of welding plan that contains only the directions and sequence of welding dodatkowa dokumentacja projektowa może obejmować m.in.: – plany sczepiania, – instrukcje napraw, – plany badań, – dokumentację dotyczącą oprzyrządowania i narzędzi, – plany separacji uszkodzonych elementów konstrukcyjnych, – wskazówki dotyczące przepisów bhp. instrukcje technologiczne spawania (wg en iso 15609-1 do en iso 15609-5, en iso 14555, en iso 15620) są wymagane dla klasy jakości spoin cp a, cp b, cp c1, cp c2 i cp c3. jeżeli wymaga tego klient, to instrukcje technologiczne są również wymagane dla klasy jakości spoiny cp d. sposoby kwalifikowania instrukcji technologicznych, w zależności od klasy jakości spoiny, są następujące: – klasa jakości spoiny cp a – kwalifikowanie wg jednej z następujących norm: en iso 15614 lub en iso 15620; en iso 15613, ale tylko, jeśli przedłożono wpqr wg en iso 15614; dla materiałów o reh > 500 mpa lub zmechanizowanych procesów spawania obowiązuje en iso 15614, dla wpqr muszą być spełnione kryteria akceptacji dla tej klasy spoiny; – klasa jakości spoiny cp b, cp c1, cp c2 – kwalifikowanie wg jednej z następujących norm: en iso 15613, en iso 14555, en iso 15620; jeśli ze względu na element konstrukcyjny lub materiał jest to wymagane, to należy stosować en iso 15614; – klasa jakości spoiny cp c3 – kwalifikowanie wg jednej z następujących norm: en iso 15610, en iso 15611, en iso 15612, en iso 15613, en iso 14555, en iso 15620; jeśli ze względu na element konstrukcyjny lub materiał jest to wymagane, to należy stosować en iso 15614; – klasa jakości spoiny cp d – zgodnie z wymaganiami klienta. wszystkie wps, oprócz klasy jakości spoiny cp d i jeśli nie wyspecyfikowano tego w umowie, muszą być objęte zakresem ważności wpqr. praktycznie, przestrzegając tych reguł, wytwórcy opracowują zazwyczaj własny sposób tworzenia dokumentacji, który pozwala uniknąć powielania informacji ogólnych w kolejnych dokumentach. nowy dokument tworzony jest tylko dla nowego projektu i zawiera specyficzne informacje z nim związane i niezbędne do jego wykonania. w skład takiego systemu wchodzą dokumenty zawierające reguły postępowania dotyczące uwarunkowań ogólnych, zwłaszcza: – ogólnych warunków spawania (m.in. kwalifikacji nadzoru spawalniczego, kwalifikacji spawaczy i operatorów/nastawiaczy, stanowisk spawalnicze, wykazu czynności spawacza/operatora przed przystąpieniem do pracy, stanu materiałów podstawowych, wykazu dokumentów na stanowisku, ogólnych warunków przygotowania do spawania, zasad sczepiania, podgrzewania wstępnego przestrzenie zamknięte 18 przegląd spawalnictwa 2/2012 rys. 2. plan spawania zespołu podwozia pojazdu szynowego fig. 2. welding plan of rail-vehicule running gear 19przegląd spawalnictwa 2/2012 i międzyściegowego, zasad stosowania płytek do i wybiegowych, zajarzenia łuku, stosowanie środków przeciwodpryskowych, usuwania grani, przestrzenia zamknięta, znaku spawacza), – zasad oceny materiałów dodatkowych do spawania (m.in. ustalenie zasad doboru spoiw wynikających z norm i przepisów związanych oraz nabytego doświadczenia, ustalenie sposobu badania poszczególnych partii drutów elektrodowych), – cięcia termicznego (m.in. podanie ogólnych zasad cięcia w celu uniknięcia deformacji kształtu, zestawienie parametrów procesu dla posiadanych urządzeń i sprzętu, warunki bhp), – ogólnych zasad wykonywania zakończeń spoin, – zasad napraw złączy spawanych, – sprawdzenia wyników spawania przez spawaczy i operatorów, – zgrzewania łukowego kołków metalowych, – prostowania termicznego konstrukcji po spawaniu. plan spawania uwolniony od standardowych warunków zawiera zestawienie spoin z przyporządkowanymi wps i/lub instrukcjami roboczymi, kierunki i kolejność wykonania poszczególnych spoin oraz informacje dodatkowe związane z danym zespołem. numeracja spoin może być wykonana w ramach dokumentacji rysunkowej lub być ujęta w planie spawania (rys. 1, 2). specyfika danego projektu może spowodować konieczność wykonania dodatkowych dokumentów zawierających szczegółowe warunki wykonania związane wyłącznie z tym projektem, np.: – instrukcji montażu, – instrukcji sczepiania, w której np. ustalone są miejsca ułożenia spoin sczepnych, obszary, które powinny być wolne od spoin sczepnych itp. (rys. 3), – kwalifikacji spawaczy dla projektu (szczegółowe uprawnienia dla danego projektu z uwzględnieniem rodzaju zespołów i prób roboczych), – instrukcji prostowania. niezależnie od planu spawania, dla każdego projektu zostaje opracowany plan kontroli i badań. zawiera on, w zakresie koniecznym, przyporządkowane do poszczególnych zespołów spawanych m.in.: – zestawienie badań nieniszczących i niszczących, – wykaz prób roboczych spawaczy, – karty kontrolne, – arkusze pomiarowe. posługiwanie się planami spawania plany spawania nie są tworzone dla nadzoru spawalniczego ani dla klienta. tymi dokumentami musi umieć posługiwać się spawacz/operator. dokument ten powinien być wykonany w sposób jak najbardziej czytelny dla spawacza, umożliwiając mu szybką lokalizację szukanej spoiny i przyporządkowanie jej np. wps, wg którego ma ona zostać wykonana. z praktyki wiadomo, że znajomość rysunku technicznego jest różna wśród spawaczy, dlatego wykorzystanie przy tworzeniu planów spawania np. rysunków aksonometrycznych jest dla nich dużym ułatwieniem. szkolenia w zakresie znajomości dokumentacji spawalniczej uzupełnione o szkolenia prowadzone bezpośrednio na stanowisku pracy powinny odbywać się cyklicznie. rys. 3. fragment planu sczepiania. wyznaczenie położenia spoin sczepnych przy montażu pasów dolnych części czołowej podwozia fig. 3. part of tacking plan. fixing position of tack weld at assembly of back belts of chassis frontal part podsumowanie plan spawania musi być nie tylko dostępny na stanowisku pracy, ale powinien być wykonany w sposób jak najbardziej czytelny dla spawacza. reguły wykonania, kryteria akceptacji itp. zawarte w normach i dokumentach związanych z wyrobem ułatwiają opracowanie dokumentów opisujących standardowe warunki wykonania, które wytwórca zapewnia. opisany system ogranicza do niezbędnego minimum ilość dokumentów do opracowania w przypadku nowych projektów. oszczędzany jest cenny czas. literatura [1] pn-en 15085-2 kolejnictwo. spawanie pojazdów szynowych i ich części składowych. część 2: wymagania dotyczące jakości i certyfikacja zakładów spawalniczych. [2] pn-en 15085-3 kolejnictwo. spawanie pojazdów szynowych i ich części składowych. część 3: wymagania konstrukcyjne. [3] pn-en iso 15614-1 specyfikacja i kwalifikowanie technologii spawania metali. badanie technologii spawania. część 1: spawanie łukowe i gazowe stali oraz spawanie łukowe niklu i stopów niklu. 201403_pspaw_5894.pdf 18 przegląd spawalnictwa 3/2014 adam kondej michał baranowski metoda prądów wirowych w badaniu złączy spawanych – ocena głębokości wklęśnięcia lica spoiny eddy current method of testing welded joints   – depth evaluation of the weld face concavity t p metoda prądów wirowych (et – electromagnetic testing lub eddy current testing) należy go grupy podstawowych metod badań nieniszczących. jest wykorzystywana do badań defektoskopowych oraz strukturoskopowych materiałów przewodzących prąd elektryczny, a także do pomiarów grubości taśm, folii, warstw i powłok [1, 2]. podstawowym zjawiskiem wykorzystywanym w badaniach metodą prądów wirowych jest indukcja elektromagnetyczna, która polega na indukowaniu prądu w zamkniętym obwodzie elektrycznym w wyniku działania zmiennego pola magnetycznego. zaindukowane w materiale prądy wirowe wytwarzają własne pole magnetyczne, które zgodnie z regułą lenza jest skierowane przeciwnie do pola wzbudzającego. natężenie pola magnetycznego wytworzonego przez prądy wirowe a tract the paper presents the eddy current method of testing welded joints of the un-alloyed steel s235jr. the purpose of this study was to determine the suitability of the method for evaluation of the weld face concavity while using probes and defectoscope manufactured by institute of precision mechanics. the object of study, measuring equipment and methodology of measurement were given. there was shown an efficacy of evaluation of the studied non-compliances based on the results of the comparative method. eyword eddy current method, welded joints, weld face concavity stre zczenie w artykule przedstawiono wyniki badań stali niestopowej s235jr metodą prądów wirowych. celem pracy było określenie przydatności tej metody do oceny głębokości wklęśnięcia lica spoiny przy wykorzystaniu sond i defektoskopu produkcji instytutu mechaniki precyzyjnej. przedstawiono przedmiot badań, aparaturę pomiarową oraz metodykę prowadzonych badań. wykazano skuteczność metody prądów wirowych do oceny badanych niezgodności w oparciu o wyniki badań metodą porównawczą. słowa kl czowe metoda prądów wirowych, złącza spawane, wklęśnięcie lica spoiny zależy od właściwości elektromagnetycznych badanego obszaru, takich jak przewodność elektryczna właściwa oraz przenikalność magnetyczna względna. wszelkie zmiany w badanym materiale, jak zmiana twardości, zmiana struktury, nieciągłości itd., wpływają na wartość parametrów elektromagnetycznych, a tym samym na wartość natężenia prądów wirowych i indukowanego pola magnetycznego. analiza wartości zmian pola elektromagnetycznego, amplitudy oraz przesunięcia fazowego napięcia i natężenia pozwala na ocenę stanu badanego materiału [2÷4]. podczas pomiarów metodą prądów wirowych określa się zmianę wskazań defektoskopu w odniesieniu do poziomu przyjmowanego za prawidłowy. poziom ten ustala się na powierzchni elementu bez wad i o takiej samej strukturze jak materiał badany. metoda ma więc charakter porównawczy i wymaga korzystania z wzorców bądź próbek odniesienia [3, 4]. gr inż adam onde mgr inż ic ał aranow ki – instytut mechaniki precyzyjnej w warszawie. autor korespondencyjny/corresponding author: adam.kondej@imp.edu.pl 19przegląd spawalnictwa 3/2014 badania metodą prądów wirowych znalazły zastosowanie m.in. do kontroli złączy spawanych, przede wszystkim wykonanych z materiałów nieferromagnetycznych oraz ze stali austenitycznych. jest stosowana głównie do wykrywania powierzchniowych płaskich oraz wąskoszczelinowych nieciągłości materiału, które należą do szczególnie niebezpiecznych, np. wszelkiego rodzaju pęknięć. metoda umożliwia również wykrywanie stosunkowo dużych, zalegających na niewielkiej głębokości, wad podpowierzchniowych. jednakże wykrywalność tych wad może być niewystarczająca [2, 5]. adania cel ada celem przeprowadzonych badań było określenie przydatności metody et do oceny głębokości wklęśnięcia lica spoiny w złączach liniowych przy wykorzystaniu sond i defektoskopu produkcji instytutu mechaniki precyzyjnej. w celu weryfikacji skuteczności metody prądów wirowych w ocenie głębokości wklęśnięcia lica spoiny zdecydowano się na przeprowadzenie pomiarów z wykorzystaniem metody porównawczej (pomiar czujnikiem zegarowym). przedmiot ada badaniu zostały poddane cztery złącza spawane z niestopowej stali konstrukcyjnej ogólnego przeznaczenia s235jr, stosowanej na konstrukcje spawane. próbki o wymiarach 100 x 215 mm i grubości 3 mm różniły się między sobą kątem ukosowania brzegów, co pozwoliło na wykonanie próbek charakteryzujących się różną głębokością wklęśnięcia lica. blachy spawano wiązką laserową. proces prowadzono z następującymi parametrami: – moc wiązki: 2,2 kw, – prędkość spawania: 0,78 m/min, – położenie ogniska: -0,4 mm. każda z próbek miała własne oznaczenie, umożliwiające identyfikację pod względem wartości kąta ukosowania brzegów (rys. 1). na każdej próbce naniesiono 14 punktów pomiarowych w odstępie 5 mm (rys. 2). w tych miejscach zostały zarejestrowane wskazania wirotestu 302 oraz czujnika zegarowego. stanowi ko pomiarowe stanowisko do badań metodą prądów wirowych składało się z czterech elementów: defektoskopu wirotest 302 (rys. 3), sondy pomiarowej, oprzyrządowania pomocniczego (rys. 4) oraz komputera z oprogramowaniem. ry 1 oznaczenia próbek oraz wartości kątów ukosowania ig 1 indications of the samples and the values of groove angles ry 2 wymiary i geometria badanego złącza spawanego z zaznaczonymi punktami pomiarowymi ig 2 dimensions and geometry of the tested weld joint with marked measuring points ry 3 wirotest 302 wraz z sondą stykową ig 3 wirotest 302 with a pencil surface probe ry 4 oprzyrządowanie pomocnicze z sondą stykową oraz zamocowaną próbką ig 4 the auxiliary instrumentation with a pencil surface probe and a mounted sample etodyka ada pomiar metodą et polegał na określeniu zmian wskazań defektoskopu w porównaniu do poziomu przyjmowanego za prawidłowy (zerowy) na powierzchni badanego elementu. podczas badań głębokości wklęśnięcia lica zerowanie układu pomiarowego wykonywano na powierzchni każdej próbki w miejscu poza spoiną, 20 przegląd spawalnictwa 3/2014 w odpowiedniej odległości osi sondy od krawędzi (min. 40 mm, przy średnicy zewnętrznej sondy 16 mm). następnie przy wykorzystaniu oprzyrządowania pomocniczego, zapewniającego prostoliniowe prowadzenie sondy względem osi spoiny, rejestrowano wskazania w 14 punktach pomiarowych. przesuwanie uchwytu wraz z sondą pomiarową po powierzchni badanej płytki wzdłuż prowadnicy odbywało się w sposób ręczny. metodą porównawczą był pomiar głębokości wklęśnięcia lica spoiny za pomocą czujnika zegarowego wyposażonego w końcówkę pomiarową o średnicy zewnętrznej 0,5 mm (rys. 5), mieszczącą się w rowku wklęśnięcia (szerokość rowka 2 mm). pomiary rejestrowano w sposób analogiczny, jak w przypadku badań metodą prądów wirowych. głębokość została zmierzona w tych samych punktach pomiarowych. yniki ada przedstawiono wyniki badań et dla sondy o częstotliwości pracy przetwornika 10 khz oraz wyniki metody porównawczej. wyniki opracowano w formie wykresów liniowych zmian wskazań przyrządów pomiarowych na długości spoiny. na podstawie wyników pomiarowych uzyskanych czujnikiem zegarowym (rys. 6) próbki można posortować według głębokości wklęśnięcia lica spoiny, np. od najmniejszego wklęśnięcia do największego (rys. 7). zastosowana do badań sonda pomiarowa umożliwia ułożenie próbek w takiej samej kolejności jak metoda porównawcza, jednakże sam kształt krzywych zmian sygnałów wirotestu odbiega od kształtu krzywych uzyskanych na podstawie wskazań czujnika zegarowego (rys. 8). wynika to ze znacznej liczby czynników wpływających na sygnał wyjściowy sondy pomiarowej. przekazuje ona bowiem informacje dotyczące nie tylko głębokości wklęśnięcia, ale również innych parametrów badanej niezgodności (np. szerokości wklęśnięcia, twardości, zmiany struktury itd.). istotne znaczenie ma także efekt krawędziowy. jego wpływ ujawnił się w punkcie pomiarowym nr 14, który był zlokalizowany zbyt blisko krawędzi (bliżej niż punkt pomiarowy nr 1). na rysunkach 9÷12 zestawiono przebiegi wskazań czujnika zegarowego i defektoskopu wirotest 302 dla poszczególnych próbek. ry 5 stanowisko do pomiaru głębokości wklęśnięcia lica spoiny metodą porównawczą ig 5 the station used for measuring the depth of the weld face concavity by comparative method ry 6 wskazania czujnika zegarowego w poszczególnych punktach pomiarowych ig 6 indications of the dial indicator in various measurement points ry 7 średnie wartości głębokości wklęśnięcia lica na długości spoiny ig 7 the average value of the weld face concavity ry 8 zmiany sygnałów defektoskopu w poszczególnych punktach pomiarowych ig 8 the defectoscope signal changes in various measurement points 21przegląd spawalnictwa 3/2014 nio ki wyniki przeprowadzonych badań et wskazują na możliwość zastosowania tej metody i zaprezentowanej aparatury pomiarowej produkcji instytutu mechaniki precyzyjnej do kontroli liniowych złączy spawanych pod kątem oceny głębokości wklęśnięcia lica spoiny. metoda prądów wirowych jest metodą porównawczą, w której konieczne jest stosowanie wzorców lub próbek odniesienia. porównanie wzorcowych charakterystyk, otrzymanych po przebadaniu wzorców lub próbek odniesienia, z charakterystykami badanych złączy, umożliwia dokonanie oceny akceptowalności głębokości wklęśnięcia lica spoiny. metoda ogranicza się do kontroli złączy spawanych, w których zmiany kształtu lica spoiny mają łagodny przebieg, a samo złącze charakteryzuje się ograniczoną liczbą czynników wpływających na sygnał wyjściowy sondy oraz powodujących trudności w jej prowadzeniu, np. rozpryski, obecność zgorzeliny, podtopienia itd. skutecznej kontroli mogą być poddawane zatem złącza wykonane metodą spełniającą powyższe warunki, np. złącza spawane wiązką laserową lub wiązką elektronów. krzywe otrzymane metodą et nie są w pełni zgodne z pomiarami uzyskanymi metodą porównawczą. wynika to z tego, iż sygnał wyjściowy sondy pomiarowej zawiera szereg informacji na temat stanu badanego materiału. w przypadku zaprezentowanych badań największą i najsilniej oddziałującą zmianą stanu materiału na wskazania defektoskopu była głębokość wklęśnięcia lica. dzięki temu zmiany jej wartości na długości spoiny można było poddać analizie. przy ocenie badanej niezgodności należy jednak uwzględnić wpływ innych czynników (np. efekt krawędziowy). duża liczba czynników wpływających na wskazanie defektoskopu jest niekorzystna, szczególnie w badaniach ukierunkowanych na wykrywanie konkretnych zmian materiału. w takich przypadkach należy ograniczyć ich wpływ przez dobór optymalnej częstotliwości pracy przetwornika, dobór czułości układu pomiarowego, stosowanie sond pomiarowych przeznaczonych do ściśle określonego rodzaju kontroli itd. zaprezentowane badania wykonano ręcznie. otrzymane wyniki są obarczone pewnym błędem przypadkowym, którego źródłem jest niedokładność i przypadkowość działania ludzkich zmysłów. w przypadku kontroli złączy liniowych metoda prądów wirowych może być w łatwy sposób automatyzowana. zastosowanie zmechanizowanego prowadzenia sondy w znaczny sposób może skrócić czas pomiaru oraz wyeliminować błędy wynikające z ręcznego prowadzenia sondy. literat ra [1] lewińska-romicka a.: badania nieniszczące. podstawy defektoskopii, wydawnictwa naukowo-techniczne, warszawa 2001. [2] lewińska-romicka a.: badania materiałów metodą prądów wirowych, biuro gamma, warszawa 2007. [3] dybiec cz.: prądy wirowe. metoda i aparatura pomiarowa. zakres zastosowań, materiały szkoleniowe imp, warszawa 2004. [4] dybiec cz., włodarczyk s.: badania nieniszczące metodą prądów wirowych – możliwości zastosowań, ochrona przed korozją, 3/2010, s. 67÷74. [5] czuchryj j.: badania złączy spawanych wg norm europejskich, biuro gamma, warszawa 2003. ry 11 wskazania czujnika zegarowego i defektoskopu – próbka nr 3 ig 11 indications of the dial indicator and the defectoscope – sample no. 3 ry 9 wskazania czujnika zegarowego i defektoskopu – próbka nr 1 ig 9 indications of the dial indicator and the defectoscope – sample no. 1 ry 10 wskazania czujnika zegarowego i defektoskopu – próbka nr 2 ig 10 indications of the dial indicator and the defectoscope – sample no. 2 ry 12 wskazania czujnika zegarowego i defektoskopu – próbka nr 4 ig 12 indications of the dial indicator and the defectoscope – sample no. 4 22 przegląd spawalnictwa 3/2014 adam grajcar maciej różański spawalność wysokowytrzymałych stali wielofazowych ahss weldability of high-strength multiphase ahss steels r a inż adam ra car pro p l – politechnika śląska, gliwice; dr inż acie r ża ki – instytut spawalnictwa w gliwicach. autor korespondencyjny/corresponding author: adam.grajcar@polsl.pl t p rosnące ceny źródeł energii oraz względy ekologiczne zmuszają koncerny samochodowe do redukcji zużycia paliwa produkowanych pojazdów. podstawowym sposobem osiągnięcia tego celu jest redukcja masy własnej samochodu. aby to osiągnąć, producenci poszukują nowych gatunków materiałów, zarówno na elementy struktury nośnej, jak i poszycia. w ostatniej dekadzie dokonał się znaczący postęp w opracowaniu i wytwarzaniu nowoczesnych gatunków stali na różnorodne elementy nadwozia i podwozia samochodów. obserwuje się dynamiczny wzrost udziału stali wysokowytrzymałych ahss (advanced high-strength steels), umożliwiających redukcję grubości stosowanych blach stalowych, a tym samym zmniejszenie zużycia paliwa i emisji spalin emitowanych do otoczenia. nowoczesne stale cechują się wielofazową mikrostrukturą, która zapewnia równowagę pomiędzy właściwoa tract the review of advanced high-strength ahss steels used in automotive industry for important elements of the body-in-white has been presented in the paper. the principles of the design of chemical composition and microstructure of multiphase dp, trip and cp-type steels as well as mechanical properties and manufacturing technology of sheets have been analysed. joining methods used for automotive steel sheets have been characterized. the special attention has been paid to weldability of ahss steels with indicating major technological problems occurring during their resistance spot welding and laser welding. the paper contains some authors’ results on weldability of cp and trip steels. eyword high-strength steel, properties stre zczenie w artykule dokonano przeglądu wysokowytrzymałych stali ahss stosowanych w motoryzacji na odpowiedzialne elementy struktury nośnej samochodów. przeanalizowano zasady projektowania składu chemicznego i mikrostruktury stali wielofazowych typu dp, trip i cp, a także właściwości mechaniczne i technologię wytwarzania blach. scharakteryzowano metody łączenia blach cienkich dla motoryzacji. szczególną uwagę poświęcono spawalności stali ahss, wskazując na główne trudności technologiczne występujące podczas zgrzewania oporowego i spawania laserowego. artykuł uzupełniono wynikami badań własnych spawalności stali cp i trip. słowa kl czowe stal wysokowytrzymała, właściwości ściami wytrzymałościowymi i plastycznymi, a blachy stalowe wykazują dobrą podatność na kształtowanie technologiczne. do niedawna dominujący udział w konstrukcji aut miały blachy ze stali głęboko tłocznych o strukturze ferrytycznej (miękkie). w zakresie większych wytrzymałości stosowano głównie stale hsla (high strength low alloy) zawierające mikrododatki nb, ti i/lub v [1, 2]. w zależności od zawartości węgla i rodzaju obróbki cieplnej stale te mają strukturę umocnionego ferrytu, ferrytyczno-perlityczną, ferrytyczno-bainityczną, bainityczną lub martenzytu odpuszczonego. głównym ograniczeniem stosowania stali hsla jest malejąca plastyczność blach wraz ze wzrostem wytrzymałości. barierę tę pokonują stale ahss o mikrostrukturze wielofazowej, które dzięki oddziaływaniu pomiędzy miękkimi i twardymi składnikami strukturalnymi łączą wysoką wytrzymałość z dużą plastycznością [3÷5]. 23przegląd spawalnictwa 3/2014 istotny wkład w rozwój wysokowytrzymałych blach stalowych dla motoryzacji wniosły projekty międzynarodowe z udziałem licznych firm przemysłu stalowniczego i sektora samochodowego. optymalizacja masy nadwozia i podwozia samochodów nie byłaby możliwa bez kompleksowego podejścia obejmującego zarówno zastosowanie stali ahss, jak i nowoczesnych metod kształtowania elementów oraz innowacyjnych technologii łączenia poszczególnych zespołów karoserii [6]. w zakresie łączenia blach dla motoryzacji dominujące znaczenie ma nadal zgrzewanie punktowe rezystancyjne, chociaż często wykorzystuje się także spawanie laserowe, łukowe, zgrzewanie prądami wysokiej częstotliwości oraz lutospawanie. łączenie stali ahss nie wymaga stosowania specjalnego oprzyrządowania technologicznego. jednak, ze względu na podwyższoną zawartość c oraz dodatków stopowych w porównaniu ze stalami miękkimi i hsla, ich łączenie wymaga stosowania dodatkowych zabiegów oraz modyfikacji parametrów procesu. rodza e wy okowytrzymałyc tali a ss skład c emiczny tali a ss na elementy poszycia stosowane są zwykle stale miękkie, typu if (interstitial free) i bh (bake hardenable), opisane szczegółowo w [7, 8]. wysokowytrzymałe stale ahss zastępują stopniowo hsla, stosowane na liczne elementy struktury nośnej nadwozia samochodu. spośród stali wielofazowych ahss najczęściej używane są stale dp (dual phase) o strukturze ferrytyczno-martenzytycznej [3, 6, 8]. wynika to z dobrego połączenia właściwości wytrzymałościowych i odkształcalności technologicznej blach, a także relatywnie prostej metody ich wytwarzania oraz niewielu problemów przy ich przetwórstwie i łączeniu. ze względu na zapewnienie dobrej spawalności są to stale niskowęglowe zawierające 0,08÷0,15% c, 1,2÷2% mn i 0,15÷0,5% si. w celu poprawy hartowności stosowany jest cr i mo o łącznej zawartości 0,2÷0,8%. typowy skład chemiczny stali dp zestawiono w tablicy i, natomiast na rysunku 1 porównano schematycznie zakres stężenia c i dodatków stopowych stosowanych w stalach wielofazowych. większą zdolność do kształtowania technologicznego mają blachy ze stali trip o strukturze ferrytycznej z równomiernie rozmieszczonymi wysepkami bainityczno-austenitycznymi. przykładowe składy chemiczne stali trip przedstawiono w tablicy i. projektowanie składu chemicznego w tych stalach podporządkowane jest przede wszystkim możliwości stabilizacji do ok. 15% austenitu szczątkowego, gwarantującego wykorzystanie zalet wywołanej przez odkształcenie przemiany martenzytycznej. z tego względu zawartość c – będącego podstawowym pierwiastkiem stabilizującym austenit – jest zwiększona do 0,15÷0,25% (rys. 1). drugim pierwiastkiem austenitotwórczym jest mn, dodawany w stężeniu do ok. 2%. istotne znaczenie dla stabilizacji austenitu szczątkowego ma krzem. pierwiastek ten należy do grupy pierwiastków grafityzujących i hamuje wydzielanie węglików podczas izotermicznej przemiany bainitycznej. tak uzyskiwany bainit nie zawiera wydzieleń węglikowych, a węgiel wzbogaca austenit [7÷9]. niestety si powoduje znaczne utrudnienia podczas cynkowania blach, gdyż tworzące się na powierzchni związki nie zapewniają należytej zwilżalności blach przez ciekły cynk. z tego względu rozwijane są także stale zawierające al (tabl. i), które ma również pozytywny wpływ na hamowanie wydzielania węglików. zazwyczaj sumaryczne stężenie si+al nie przekracza 1,8%. najlepsze właściwości wytrzymałościowe przy nieco mniejszej plastyczności wykazują stale cp (complex phase). są to stale zawierające drobnoziarnisty ferryt, bainit, martenzyt oraz austenit szczątkowy. stosowane są najczęściej jako blachy gorącowalcowane, dodatkowo umacniane przez dyspersyjne cząstki węglikoazotków nb i ti. wzrost hartowności zapewniony jest przez cr i mo (tabl. i, rys. 1). stale te wykazują dużą podatność na pochłanianie energii w warunkach obciążeń dynamicznych [6]. tec nologia wytwarzania lac talowyc technologia produkcji blach stalowych o strukturze wielofazowej wymaga precyzyjnego doboru składu chemicznego stali, a także dotrzymania wąskich reżimów technologicznych podczas całego cyklu produkcyjnego. typ stali c mn si al mo cr inne dp 0,10 1,50 0,25 0,8 trip 0,20 1,50 1,50 0,24 1,50 0,25 1,50 0,15 cp 0,15 1,50 0,25 0,20 0,30 ti, nb, b ta lica i typowe składy chemiczne stali ahss, % wag. ta le i typical chemical compositions of ahss steels, wt.% ry 1 porównanie składu chemicznego stali dp, trip i cp ig 1 comparison of chemical composition of dp, trip and cp steels 24 przegląd spawalnictwa 3/2014 w zależności od przeznaczenia elementu, produkowane są blachy gorącowalcowane i zimnowalcowane o szerokim zakresie właściwości mechanicznych i technologicznych, które mogą być cynkowane lub są niepokrywane. wybór typu stali i rodzaju taśmy zdeterminowany jest głównie rodzajem rozpatrywanego elementu, jego umiejscowieniem w strukturze samochodu (nadwozie/podwozie, konstrukcja nośna/poszycie, strefa przednia/tylna/boczna), a tym samym wymaganiami odnośnie do właściwości mechanicznych, technologicznych i eksploatacyjnych. ogólnie zadaniem przedniej strefy konstrukcji nośnej samochodu jest absorpcja energii w przypadku kolizji drogowej. z tego względu w tej strefie stosowane są elementy kształtowane z blach stalowych dp i trip. z tych stali wytwarza się także liczne elementy nośne w strefie tylnej samochodu oraz wzmacniające dach i podłogę. strefa boczna powinna chronić kierowcę i pasażerów przed wgniataniem elementów w głąb kabiny. z tego względu musi cechować się znacznie większą sztywnością i wytrzymałością, przy mniejszej odkształcalności. w tej strefie znajdują zastosowanie głównie elementy kształtowane z blach stalowych cp. duża dokładność wymiarowa i wykończenia powierzchni elementów kształtowanych z taśm stalowych walcowanych na zimno powoduje, że są one stosowane na nadwozia. w większości przypadków są to blachy ocynkowane, ale stosuje się też taśmy niepokrywane. elementy podwozia (obręcze kół, wahacze) ze względu na wymaganą niezawodność, odporność zmęczeniową, żywotność itp. wykonywane są zazwyczaj z blach walcowanych na gorąco. istotą wytworzenia blach o strukturze dp jest precyzyjne wykonanie obróbki cieplnej po walcowaniu na zimno. w starszych rozwiązaniach prowadzono wyżarzanie rekrystalizujące w piecach kołpakowych, natomiast nowa technologia obejmuje ciągłe wyżarzanie w zintegrowanych liniach technologicznych obejmujących walcowanie na zimno, trawienie taśm, wyżarzanie i cynkowanie ogniowe. po zakończeniu walcowania na zimno taśmy stalowe o strukturze ferrytyczno-perlitycznej nagrzewa się nieco powyżej ac1 stali, gdzie tworzy się mikrostruktura ferrytyczno-austenityczna. temperatura wyżarzania określa stosunek ferrytu do austenitu oraz zawartość c w austenicie, która jest tym większa, im większy jest udział fazy α. taśmy niepokrywane należy chłodzić szybko w celu przemiany austenitu wzbogaconego w węgiel (0,4÷0,6%) w martenzyt, który następnie można odpuszczać w linii stosowanej do przestarzenia. taśmy cynkowane ogniowo chłodzi się z prędkością 15÷25°c/s do temperatury ok. 450°c, w której są zanurzane w kąpieli metalowej. temperatura msγ austenitu jest zazwyczaj niższa od temperatury cynkowania, dlatego przemiana martenzytyczna następuje podczas końcowego chłodzenia taśm do temperatury pokojowej. w przypadku blach walcowanych termomechanicznie niezbędnym warunkiem uzyskania struktury dwufazowej o pożądanym udziale i morfologii składników strukturalnych jest dostosowanie przebiegu chłodzenia taśm do przemian fazowych wynikających z wykresów przemian austenitu przechłodzonego (ctpc). duże możliwości kształtowania struktur wielofazowych dp i trip występują w przypadku krótkich czasów przemian: ferrytycznej i bainitycznej, przy jednoczesnym opóźnieniu początku przemiany perlitycznej. przesunięcie przemiany ferrytycznej w lewo następuje wraz ze zwiększoną zawartością si i al, a w odwrotnym kierunku oddziałują c, mn, cr, mo i mikrododatek b. po zakończeniu walcowania na gorąco taśma stalowa jest szybko chłodzona laminarnie do zakresu temperaturowego przemiany austenitu w ferryt (ok. 650÷700°c), a następnie przez kilka sekund (3÷8 s) jest chłodzona na powietrzu (rys. 2a). w tym czasie następuje przemiana austenitu w ferryt o udziale objętościowym 70÷85%, a jednocześnie austenit jest wzbogacany w węgiel analogicznie jak podczas wyżarzania międzykrytycznego dla taśm walcowanych na zimno. w kolejnym etapie w celu uniknięcia przemiany perlitycznej taśmy chłodzone są szybko w sposób laminarny w celu przemiany austenitu wzbogaconego w węgiel w martenzyt. ze względu na wzbogacenie austenitu w węgiel jego hartowność rośnie, a uzyskany udział martenzytu jest zbliżony do udziału fazy γ przed rozpoczęciem szybkiego chłodzenia. ry 2 przebieg chłodzenia blach po walcowaniu termomechanicznym w celu uzyskania mikrostruktury: a) dp, b) trip ig 2 cooling paths of sheets after thermomechanical rolling to obtain dp-type (a) and trip-type (b) microstructures 25przegląd spawalnictwa 3/2014 obróbka cieplna stali trip jest trudniejsza. po zakończeniu walcowania na zimno taśmy stalowe o strukturze ferrytyczno-perlitycznej lub ferrytycznoperlityczno-bainitycznej nagrzewa się do zakresu międzykrytycznego ac1–ac3 i wygrzewa się je w tej temperaturze przez kilka minut. ze względu na wyższe stężenie c udział ferrytu jest mniejszy niż w przypadku stali dp. na tym etapie dochodzi także do wzbogacenia austenitu w węgiel do ok. 0,4÷0,5%. to stężenie nie gwarantuje jednak obniżenia temperatury początku przemiany martenzytycznej poniżej temperatury pokojowej. z tego względu dalszy etap obróbki cieplnej obejmuje ochłodzenie taśm do temperatury wytrzymania izotermicznego w zakresie 350÷450°c. podczas tego zabiegu trwającego od jednej do kilku minut tworzy się ferryt bainityczny, a austenit wzbogacany jest w węgiel do zakresu 1,1÷1,4%. takie stężenie c gwarantuje obniżenie temperatury msγ fazy γ, która pozostaje w postaci austenitu szczątkowego o udziale od 10÷15%, poniżej temperatury pokojowej [7]. schemat obróbki cieplnej stosowanej po zakończeniu walcowania na gorąco dla taśm walcowanych termomechanicznie ze stali trip przedstawiono na rysunku 2b. po ostatnim etapie obróbki wykańczającej taśma stalowa jest chłodzona laminarnie z szybkością ok. 100°c/s do temperatury 700°c. początkowy przebieg chłodzenia taśm jest podobny jak w przypadku stali dp. czas na realizację przemiany ferrytycznej wynosi ok. 5 s. jest on nieco krótszy niż dla stali dp, a wytworzony udział ferrytu jest też mniejszy i wynosi 50÷60%. szczególnie niepożądanym składnikiem strukturalnym w stalach ahss – zmniejszającym ciągliwość stali – jest perlit. w stalach trip absorbuje on węgiel, co uniemożliwia wystarczające wzbogacenie austenitu w ten pierwiastek. w celu uniknięcia przemiany perlitycznej blachy chłodzone są laminarnie do zakresu przemiany bainitycznej poniżej 500°c. w tej temperaturze następuje zwijanie taśm w kręgi i dalsze wzbogacenie austenitu w węgiel. czas wytrzymania nie może być zbyt krótki, gdyż niedostateczne wzbogacenie austenitu w węgiel powoduje przemianę części fazy γ w martenzyt podczas końcowego chłodzenia blach. czas ten nie może także być zbyt długi, gdyż powoduje to destabilizację austenitu związaną z wydzielaniem węglików, a następnie z tworzeniem się martenzytu podczas chłodzenia taśm. sterowanie temperaturą taśm ze stali cp po zakończeniu walcowania na gorąco jest podobne do stosowanego w przypadku stali trip. czas wolnego chłodzenia w zakresie przemiany austenitu w ferryt jest krótszy, gdyż udział ferrytu nie przekracza zazwyczaj 45%. także czas wytrzymania izotermicznego w zakresie przemiany bainitycznej jest krótszy. prowadzi to do wytworzenia ok. 40% bainitu, a pozostały austenit jest wzbogacony w węgiel do zawartości ok. 0,7÷1%. następuje celowe wytworzenie kilkunastoprocentowego udziału martenzytu podczas końcowego chłodzenia blach do temperatury pokojowej. ikro tr kt ra i wła ciwo ci tali a ss wspólną cechą mikrostruktury stali wielofazowych dp, trip i cp jest występowanie miękkiej osnowy ferrytycznej, w której rozmieszczone są umacniające skupiska drugiej fazy o zróżnicowanym składzie strukturalnym. w tym kontekście ich właściwości mechaniczne – podobnie jak w przypadku materiałów kompozytowych będą zależne od udziału i właściwości poszczególnych faz. największy udział osnowy ferrytycznej i najmniejszy udział wydzieleń występuje zazwyczaj dla stali dp, a następnie proporcje te zmieniają się dla stali trip i cp. typowe stale dwufazowe mają mikrostrukturę, w której drobne skupiska martenzytu są równomiernie rozmieszczone w osnowie ferrytu (rys. 3), przy czym udział martenzytu wynosi zazwyczaj 15÷40%. ferryt stanowi osnowę gwarantującą dobre właściwości plastyczne, natomiast martenzyt jest składnikiem zwiększającym wytrzymałość. decydujący wpływ na właściwości mechaniczne tych stali ma udział, wielkość i rozmieszczenie wydzieleń martenzytycznych. charakterystyczną cechą stali dp jest brak wyraźnej granicy plastyczności oraz odkształcenia lüdersa na krzywej rozciągania. cechy te są szczególnie ważne dla blach poddawanych tłoczeniu i innym operacjom kształtowania technologicznego. w trakcie końcowego etapu obróbki cieplnej dochodzi do przemiany martenzytycznej austenitu, rozmieszczonego w postaci wysepek w ferrycie. podczas przemiany martenzytycznej, która wiąże się ze zwiększeniem objętości, wokół martenzytu występuje obszar naprężeń ściskających i generowane są dyslokacje. mikrostrukturę stali trip stanowi miękka osnowa ferrytyczna, w której rozmieszczone są wysepki bainityczno-austenityczne. zasadnicze znaczenie ma ry 3 schemat mikrostruktury stali dp, trip i cp przed odkształceniem plastycznym i po odkształceniu technologicznym na zimno ig 3 schematic of dp, trip and cp steel microstructures before plastic deformation and after cold technological forming 26 przegląd spawalnictwa 3/2014 plastycznego na zimno. ogólnie wynika ona z oddziaływania pomiędzy miękką osnową ferrytyczną i twardymi wydzieleniami, tworzącymi przeszkody dla ruchu dyslokacji. dodatkowo można wyróżnić inne, charakterystyczne dla danego typu stali czynniki decydujące o przebiegu umocnienia odkształceniowego. w przypadku stali dp decydujące znaczenie dla umocnienia ma obecność dyslokacji występujących wokół wydzieleń martenzytycznych. dyslokacje te są zdolne do ruchu w początkowym etapie odkształcenia plastycznego, co tłumaczy brak występowania wyraźnej granicy plastyczności na krzywej umocnienia [6]. obecność twardych skupisk martenzytu decyduje o silnym umocnieniu odkształceniowym stali w początkowym stadium odkształcenia plastycznego (rys. 4), co opóźnia zapoczątkowanie przewężenia próbki w próbie rozciągania oraz pocienienia blach podczas tłoczenia. w rezultacie stale dp cechują się korzystnym połączeniem wytrzymałości i ciągliwości oraz niską wartością ilorazu rp0,2/rm. głównym powodem korzystnego połączenia właściwości wytrzymałościowych i plastycznych stali trip jest przemiana martenzytyczna austenitu szczątkowego wywołana odkształceniem (rys. 3). wraz ze wzrostem odkształcenia plastycznego na zimno (np. podczas tłoczenia) w miejscach o dużej koncentracji odkształcenia dochodzi do przemiany dyspersyjnie rozmieszczonych cząstek austenitu w wysokowęglowy martenzyt o dużej wytrzymałości. duża twardość martenzytu, a także związane z przemianą zwiększenie objętości, przeciwdziałają plastycznej niestabilności próbki wskutek zwiększenia szybkości umocnienia odkształceniowego dб/dε. powtarzająca się sytuacja w kolejnych miejscach próbki prowadzi do opóźnienia tworzenia się szyjki w próbce, co skutkuje zwiększeniem wydłużenia równomiernego, a także całkowitego (rys. 4). ilościowo intensywność umocnienia można wyrazić za pomocą wykładnika umocnienia n10-ag, wyznaczanego zazwyczaj w próbie rozciągania w zakresie od odkształcenia 10% do wydłużenia równomiernego (tabl. ii). przemianie martenzytycznej podlegają największe ziarna fazy γ, podczas gdy mniejsze obecność si lub si-al, które hamują wydzielanie węglików podczas wytrzymania blach stalowych w zakresie przemiany bainitycznej. charakterystyczną cechą stali trip jest przemiana martenzytyczna zachodząca podczas tłoczenia, gięcia, obciągania itp. (rys. 3). przemiana martenzytyczna austenitu szczątkowego zachodzi stopniowo w miarę wzrostu odkształcenia. przemiana ta – następując w kolejnych miejscach wytłoczki – zapobiega lokalizacji odkształcenia, a jednocześnie prowadzi do silnego umocnienia odkształceniowego. prowadzi to z kolei do jednoczesnego zwiększenia wytrzymałości na rozciąganie oraz do opóźnienia zapoczątkowania tworzenia się szyjki w próbie rozciągania (oraz pocienienia grubości blachy podczas tłoczenia), a tym samym do uzyskania dużego wydłużenia równomiernego. stąd pochodzi nazwa trip (transformation induced plasticity), tzn. plastyczność wywołana przemianą. mikrostruktura stali cp zawiera drobnoziarnisty ferryt, bainit, martenzyt oraz austenit szczątkowy (rys. 3). dodatkowy wzrost właściwości wytrzymałościowych zapewniony jest przez dyspersyjne wydzielenia węglikoazotków nb i ti, podobnie jak w przypadku stali hsla. efektywne wykorzystanie tych cząstek do umocnienia następuje podczas obróbki plastycznej na gorąco; z tego względu taśmy te produkowane są w większości jako walcowane termomechanicznie. stabilność termiczną do temperatury pokojowej zachowuje zazwyczaj kilka procent austenitu szczątkowego. przykładowe właściwości mechaniczne stali ahss zawarto w tablicy ii. w rzeczywistości dla danego gatunku stali można uzyskać szeroki zakres właściwości mechanicznych w zależności od warunków zastosowanej obróbki cieplnej lub cieplno-plastycznej. taśmy ze stali wielofazowych produkowane są pod różnymi nazwami handlowymi [5]. w powszechnej nomenklaturze stosowane są najczęściej oznaczenia: dp 350/600, trip 450/700, cp 600/800, co oznacza typ stali oraz minimalną wartość granicy plastyczności i wytrzymałości na rozciąganie. czasami używa się tylko oznaczeń: dp 600, dp 800, dp 1000 z podaniem wartości rm. wspólną cechą stali wielofazowych ahss jest korzystne połączenie wysokiej wytrzymałości i plastyczności. schematyczne porównanie charakterystyki umocnienia dla stali dp, trip i cp o podobnej wartości granicy plastyczności przedstawiono na rysunku 4. powodem równowagi pomiędzy wytrzymałością i ciągliwością tych stali jest duża wartość szybkości umocnienia odkształceniowego dб/dε podczas odkształcenia ry 4 porównanie krzywej rozciągania dla stali dp, trip i cp o podobnej wartości granicy plastyczności ig 4 comparison of tensile curves of dp, trip and cp steels of a similar yield point stal rp0,2, mpa rm, mpa a, % n10-ag dp 350/600 350 600 24÷30 0,16 trip 450/800 450 800 26÷32 0,18 cp 800/1000 800 1000 8÷13 – ta lica ii właściwości mechaniczne typowych stali ahss [6] ta le ii mechanical properties of typical ahss steels [6] 27przegląd spawalnictwa 3/2014 zachowują stabilność nawet po zerwaniu próbki. z tego względu nieprzemieniony austenit może być przyczyną dodatkowego umocnienia wytłoczki związanego z przebiegiem efektu trip podczas eksploatacji, np. w przypadku kolizji drogowej [7÷10]. stale cp umacniają się znacznie w całym zakresie odkształcenia plastycznego (rys. 4) ze względu na znaczny udział przeszkód dla ruchu dyslokacji w postaci wydzieleń bainitycznych i martenzytycznych (rys. 3). dodatkowe umocnienie pochodzi od dyspersyjnych cząstek węglikoazotków nb i ti, a także od przemiany martenzytycznej wywołanej odkształceniem kilkuprocentowej frakcji austenitu szczątkowego. y okowyda ne metody łączenia tali a ss duża konkurencja na globalnym rynku motoryzacyjnym wymusza na producentach stosowanie bardzo wydajnych procesów produkcyjnych. zwiększenie wydajności procesów spawalniczych uzyskuje się przez bardzo dużą szybkość nagrzewania elementów metalowych do temperatury ich topnienia lub silnego uplastycznienia oraz dużą szybkość chłodzenia. obecnie najczęściej stosowaną spawalniczą metodą łączenia elementów metalowych karoserii samochodowych jest zgrzewanie rezystancyjne punktowe. duży postęp w dziedzinie technologii laserowych spowodował, że zgrzewanie coraz częściej zastępuje się różnymi wariantami spawania wiązką laserową. w pewnych przypadkach, ze względu na prostotę, niski koszt stanowisk spawalniczych oraz małe wymagania dotyczące dokładności przygotowania elementów do spawania, stosowana jest także metoda mag. grzewanie rezy tancy ne p nktowe podczas wytwarzania karoserii samochodu osobowego wykonuje się ok. 7000÷12000 zgrzein punktowych [11]. znanych jest wiele wariantów zgrzewania rezystancyjnego punktowego, jednak podstawowym i najbardziej rozpowszechnionym procesem stosowanym podczas łączenia elementów karoserii samochodowych jest zgrzewanie rezystancyjne pojedyncze dwustronne. czas wykonania pojedynczej zgrzeiny przy zastosowaniu parametrów twardych (duża siła docisku elektrody, krótki czas przepływu prądu o wysokim natężeniu) wynosi dla blach o grubości 1 mm ze stali niestopowej nawet poniżej 0,1 s. prędkość nagrzewania wynosi wówczas nawet 5•104°c/s, a prędkość chłodzenia do 105°c/s dla grubości blach 0,5 mm i 2000°c/s dla grubości blach 2 mm [12]. ze względu na bardzo dużą wydajność zgrzewania rezystancyjnego punktowego, niski koszt jednostkowy wykonania połączenia, łatwość robotyzacji i automatyzacji oraz bieżącej kontroli parametrów – z możliwością natychmiastowej ich korekty – jest ono metodą bardzo konkurencyjną w stosunku do innych spawalniczych metod łączenia. ponadto łatwość precyzyjnej regulacji wartości przepływu prądu umożliwia podgrzewanie wstępne lub obróbkę cieplną bezpośrednio po zgrzewaniu, co znacznie rozszerza zakres zastosowania metody o materiały trudniej spawalne. podstawowymi ograniczeniami metody jest konieczność stosowania dużych docisków powodujących często odkształcenia powierzchni (zmniejszające walory estetyczne), zapewnienie odpowiedniej jakości powierzchni w miejscu styku elektrod z elementami zgrzewanymi oraz konieczność dostępu z obu stron do elementów zgrzewanych. dodatkowymi ograniczeniami jest konieczność należytego usytuowania zgrzeiny względem siebie (problem bocznikowania prądu) i krawędzi elementów zgrzewanych [13]. spawanie wiązką la erową spawanie laserowe polega na uzyskaniu połączenia przez stopienie krawędzi materiału łączonego bez lub z dodatkiem spoiwa, w wyniku oddziaływania cieplnego wiązki laserowej. wiązka laserowa za pomocą światłowodu dostarczana jest do stosunkowo lekkiej głowicy spawalniczej, przeważnie umieszczonej na kiści robota pozycjonującej głowicę względem elementu spawanego. bardzo duża gęstość mocy (108 w/cm2) charakterystyczna dla spawania laserowego umożliwia szybkie, punktowe nagrzewanie metalu do temperatury topnienia z prędkością nawet do 10 000°c/s, a prędkość chłodzenia wynosi 200÷5000°c/s [12]. dzięki tak dużej gęstości mocy spawanie wiązką laserową może być realizowane z prędkością przekraczającą nawet 20 m/min. przy tak dużych prędkościach spawania występują jednak pewne ograniczenia. ograniczeniem technologicznym spawania laserowego jest konieczność precyzyjnego pozycjonowania głowicy laserowej względem elementu spawanego, co przy dużej bezwładności układów zrobotyzowanych narzuca ograniczenia w prędkościach przesuwu głowicy. ponadto w przypadku konieczności wykonywania złącza doczołowego elementy muszą być dokładnie dopasowane, a trajektoria wiązki laserowej musi przebiegać dokładnie wzdłuż linii złącza. problemem metalurgicznym jest z kolei bardzo duża szybkość chłodzenia spoiny oraz trudności z zapewnieniem odpowiedniej osłony gazowej, z której w wielu przypadkach się rezygnuje. bardzo perspektywiczną, intensywnie rozwijającą się techniką spawania laserowego jest spawanie wiązką skanującą. w tym wypadku wiązka laserowa kierowana jest do obszaru spawania za pomocą ruchomych zwierciadeł znajdujących się w specjalnej głowicy skanującej. dzięki temu, przy nieruchomej głowicy, możliwe jest bardzo szybkie pozycjonowanie wiązki laserowej (poniżej 30 ms) w dowolnym miejscu. technologia ta pozwala na znaczące zredukowanie czasu wytwarzania elementów, które wykonywane są jako konstrukcje spawane składające się z wielu krótkich spoin o dowolnym kształcie. 28 przegląd spawalnictwa 3/2014 spawanie metodą a spawanie metodą mag polega na stapianiu spawanego metalu i materiału elektrody topliwej ciepłem łuku elektrycznego jarzącego się pomiędzy elektrodą i spawanym przedmiotem w osłonie gazu aktywnego. gęstość mocy w tym przypadku wynosi 105 w/cm2, a więc jest o kilka rzędów wielkości mniejsza niż podczas spawania wiązką laserową. również szybkość nagrzewania i chłodzenia podczas spawania metodą mag jest znacząco mniejsza niż przy spawaniu laserowym i wynosi odpowiednio ok. 1500°c/s i 20÷300°c/s [12]. spoina w metodzie mag tworzona jest w wyniku krystalizacji nadtopionych krawędzi materiału podstawowego wymieszanego ze stopionym drutem elektrodowym. spoina oraz strefa wpływu ciepła w przypadku spawania metodą mag są szerokie, a linie wtopienia w materiał podstawowy nie są równoległe. choć metoda mag jest znana od końca lat 30 ub.w., to ciągły postęp w dziedzinie elektrotechniki umożliwia jej ciągłą modyfikację. jedną z takich modyfikacji jest opracowanie urządzeń do spawania niskoenergetycznego umożliwiającego redukcję ilości ciepła wprowadzanego do złącza, a przez to zmniejszenie niekorzystnego efektu oddziaływania cyklu cieplnego spawania na zmiany strukturalne w materiale podstawowym. spawalno tali a ss spawalno tali p spośród wszystkich stali ahss o strukturze wielofazowej największe zastosowanie do tej pory znalazły stale dwufazowe. z tego względu są one także najczęściej przedmiotem badań w zakresie ich spawalności [14÷17]. biorąc pod uwagę, że stężenie c jest najczęściej mniejsze od 0,15%, a sumaryczna zawartość dodatków stopowych rzadko przekracza 2,5%, ich łączenie nie nastręcza większych problemów. należy jednak pamiętać, że wyjściowa mikrostruktura wielofazowa stali ahss zgrzewanych oporowo bądź spawanych laserowo ulega zniszczeniu podczas cyklu cieplnego. ze względu na dużą szybkość chłodzenia złącza są narażone na powstawanie struktur martenzytycznych. głównym problemem podczas zgrzewania oporowego stali ahss jest występowanie kruchych pęknięć w płaszczyźnie transkrystalicznej [4, 14, 15]. problem ten występuje szczególnie dla stali dp o wytrzymałości bliskiej 1000 mpa i większej, zawierających podwyższone stężenie c i dodatków stopowych. ponadto pichler i in. [9] podają, że maksymalna zawartość p w stali w celu uniknięcia pęknięć nie może przekraczać 0,012%. ogólnie stwierdzono [4, 6, 14÷17], że wraz ze wzrostem wytrzymałości blach ze stali ahss należy stosować większe siły docisku i średnicę elektrod oraz niższy prąd zgrzewania. twardość w strefie zgrzeiny wynosi od 300 do 500 hv w zależności od składu chemicznego stali i poziomu wytrzymałości. często w celu polepszenia plastyczności złącza stosuje się zgrzewanie wieloimpulsowe lub końcowy, prądowy impuls dogrzewający mający na celu odpuszczenie martenzytu. w przypadku blach o wytrzymałości materiału rodzimego bliskiej 1000 mpa lub większej powoduje to jednak obniżenie właściwości wytrzymałościowych złącza. istotnym problemem w przypadku blach dla motoryzacji, ocynkowanych ogniowo lub elektrolitycznie, jest zanieczyszczenie powierzchni roboczych i przyspieszone zużycie elektrod, wynikające głównie z niskiej temperatury topnienia i parowania cynku oraz jego skłonności do łączenia się z powierzchnią części roboczych elektrod [18, 19]. zjawisko to jest nasilone w przypadku blach ocynkowanych z powłokami organicznymi, gdzie wraz ze wzrostem liczby wykonanych zgrzein zmianie ulegają ich budowa i właściwości mechaniczne [19, 20]. sposoby przedłużenia trwałości elektrod obejmują m.in. korektę wymiarową ich części roboczej oraz regulację natężenia prądu. często zgrzewanie rezystancyjne może z powodzeniem być zastąpione spawaniem laserowym [21÷24]. spawalno tali trip biorąc pod uwagę większe stężenie c i dodatków stopowych niż stali dp (rys. 1), spawanie stali trip nastręcza większych trudności. twardość w strefie spoiny/ zgrzeiny i swc wynosi zazwyczaj od 350 do 550 hv, a zalecenia technologiczne mające na celu ograniczenie możliwości powstania pęknięć są podobne jak dla stali dp [9, 10, 19, 25÷27]. największą twardość uzyskuje się w stalach z dodatkiem si [10, 25]. po zastąpieniu krzemu przez aluminium hartowność stali i twardość maleją, lecz problemem staje się duża ilość wtrąceń niemetalicznych w strefie wtopienia oraz niebezpieczeństwo powstania miękkiej strefy w pobliżu linii wtopienia, będącej efektem nadmiernej stabilizacji ferrytu [26]. w odróżnieniu od stali dp, w stalach trip nie występuje problem obniżenia właściwości wytrzymałościowych złącza wraz ze wzrostem wytrzymałości stali, gdyż bainit nie jest wrażliwy na odpuszczanie. na podstawie doświadczeń własnych [27] stwierdzono, że dobrą spawalność wykazuje stal trip z krzemem częściowo zastąpionym przez aluminium. próby przetapiania laserowego odcinków próbnych blach ze stali 0,24c-1,5mn-0,9si-0,4al z mikrododatkami nb i ti prowadzono techniką głębokiego przetopienia z wykorzystaniem lasera na ciele stałym, zintegrowanego ze zrobotyzowanym systemem do obróbki laserowej, zainstalowanym w instytucie spawalnictwa w gliwicach. poniżej przedstawiono wybrane wyniki przetapiania laserowego próbek z energią liniową 0,051 kj/mm. podczas przetapiania następuje intensywne pokrywanie lica i grani warstewką tlenków manganu, krzemu i aluminium. przyczyną intensywnego utleniania mn, si i al jest prowadzenie procesu w atmosferze powietrza bez stosowania gazu osłonowego. ponadto zaobserwowano obniżenie lica ściegu przetopienia, szczególnie od strony lica. makrostruktura przekroju złącza charakteryzuje się kolumnowym ułożeniem kryształów, 29przegląd spawalnictwa 3/2014 ry 5 makrostruktura przetopienia stali trip wykonanego z energią liniową 0,051 kj/mm ig 5 macrostructure of the penetration area of trip steel made with heat input of 0,051 kj/mm ry 6 mikrostruktura materiału rodzimego (a), przejścia pomiędzy materiałem rodzimym (mr) i strefą wpływu ciepła (swc) (b), strefy wpływu ciepła (c) i strefy przetopu (d) stali trip typu 0,24c-1,5mn-0,9si-0,4al; f – ferryt, b – bainit, m – martenzyt, γsz – austenit szczątkowy ig 6 microstructure of the base material (a), intermediate zone between base material (mr) and heat affected zone (swc) (b), heat affected zone (c) and fusion zone (d) of the 0,24c-1,5mn-0,9si0,4al trip-type steel; f – ferrite, b – bainite, m – martensite, γsz – retained austenite ry 7 rozkład mikrotwardości wzdłuż przekroju poprzecznego w stali trip typu 0,24c-1,5mn-0,9si-0,4al0 ig 7 microhardness profile along the cross section of the 0,24c-1,5mn-0,9si-0,4al trip-type steel zgodnie z kierunkiem najszybszego odprowadzania ciepła, tj. prostopadle do osi przetopienia (rys. 5). kryształy kolumnowe sięgają do środka obszaru przetopionego. mikrostrukturę materiału rodzimego stanowi ferryt (f) o udziale ok. 60% (rys. 6a). w osnowie ferrytycznej rozmieszone są wyspy bainityczno-austenityczne (b-a) o zróżnicowanej wielkości. udział austenitu szczątkowego wynosi ok. 15% [27]. największe ziarna fazy γ uległy częściowej przemianie martenzytycznej, tworząc skupiska m-a, mogące być przyczyną obniżenia udarności stali [28]. w strefie przejściowej pomiędzy materiałem rodzimym (mr) a strefą wpływu ciepła (swc) można zaobserwować zwiększenie udziału austenitu szczątkowego, ulokowanego w osnowie ferrytyczno-bainitycznej (rys. 6b). wzrost udziału austenitu szczątkowego odpowiada temperaturowo wzbogaceniu austenitu w węgiel w zakresie międzykrytycznym ac1-ac3. podobne zjawisko opisano w [10] i [26] w stalach trip typu c-mn-si i c-mn-al. strefa wpływu ciepła charakteryzuje się drobnoziarnistą mikrostrukturą martenzytyczno-bainityczną z niewielkim udziałem austenitu szczątkowego (rys. 6c). wielkość listew w swc rośnie wraz ze zmniejszaniem odległości od strefy przetopienia, co wynika z temperatury nagrzania stali w czasie spawania. rodzaj mikrostruktury w strefie przetopienia nie zmienia się, z wyjątkiem widocznego zwiększenia wielkości listew (rys. 6d). duża część obszarów listwowych ułożona jest równolegle do kierunku odprowadzania ciepła. rozkład twardości wzdłuż przekroju poprzecznego próbki przedstawiono na rysunku 7. średnia twardość materiału rodzimego wynosi ok. 280 hv0,1. na krzywej można zaobserwować wzrost twardości z ok. 280 do 500 hv0,1, co jest konsekwencją stopniowego zmniejszenia udziału ferrytu i wzrostu udziału struktur bainityczno-martenzytycznych. największa twardość na poziomie ok. 500 hv0,1 występuje w swc, a następnie obserwuje się lekkie obniżenie twardości w strefie przetopu. prawdopodobnie jest to związane z całkowitym rozpuszczeniem węglikoazotków nb/ti i związanym z tym zanikiem umocnienia wydzieleniowego pochodzącego od dyspersyjnych cząstek [2]. 30 przegląd spawalnictwa 3/2014 spawalno tali cp w literaturze praktycznie brak jest do tej pory informacji na temat spawalności stali complex phase. biorąc pod uwagę porównywalne stężenie dodatków stopowych oraz zawartość węgla jedynie nieco wyższą niż w stalach dp (rys. 1) można się spodziewać, że spawalność stali dp i cp powinna być zbliżona. z drugiej strony stale cp zawierają relatywnie duże stężenie mikrododatków nb i ti, tworzących dyspersyjne węglikoazotki. dotychczasowe doświadczenia łączenia stali hsla z mikrododatkami o rm poniżej 600 mpa wskazują, że nie powinno ono stwarzać problemów [1, 22]. wytrzymałość na rozciąganie stali cp jest jednak zazwyczaj wyższa od 800 mpa [6]. górka [2] stwierdził, że w przypadku spawania stali hsla walcowanych termomechanicznie o rm ok. 700 mpa i większej, umacnianych wydzieleniowo przez dyspersyjne cząstki węglikoazotków, o spawalności decyduje nie tylko równoważnik węgla i przemiany fazowe austenitu podczas chłodzenia, ale przede wszystkim trwałość faz umacniających i zmiana ich dyspersji. w wyniku szybkich cykli cieplnych dochodzi do zmian dyspersji i rozpadu faz umacniających, które w czasie chłodzenia wydzielają się ponownie w obszarze swc i spoiny, lecz w sposób niekontrolowany. podobnych zjawisk należy się spodziewać w stalach cp. przesycenie roztworu stałego nb i ti może prowadzić do niepożądanych procesów starzeniowych podczas eksploatacji i spadku udarności złącza [2, 29]. na podstawie dotychczasowych prób spawania laserowego stwierdzono, że możliwe jest uzyskanie dobrej jakości połączeń w stali cp typu 0,08c1,72mn-0,56si-0,35cr-0,29al-0,12ti. na rysunku 8 przedstawiono makrostrukturę złącza uzyskanego przy energii liniowej 0,05 kj/mm. podobnie jak w przypadku stali trip uzyskano charakterystyczne, równoległe ułożenie dendrytów w kierunku materiału rodzimego o dużej pojemności cieplnej. stal ta wykazuje jednak mniejszą skłonność do utleniania, co przekłada się na stabilność prowadzenia procesu. mikrostrukturę materiału rodzimego stanowi drobnoziarnista mieszanina ferrytu i bainitu o ziarnach fazy α wydłużonych w kierunku walcowania termomechanicznego (rys. 9a, 9b). dodatkowo można zaobserwować drobne ziarna austenitu szczątkowego rozmieszczone równomiernie w osnowie stali. w strefie wpływu ciepła dominuje drobnoziarnista struktura bainityczno-martenzytyczna (rys. 9c). mikrostruktura martenzytyczno-bainityczna występuje także w strefie przetopienia (rys. 9d), lecz wielkość listew jest kilkakrotnie większa niż w swc. należy to wiązać z prawie całkowitym rozpuszczeniem cząstek węglikoazotków i przesyceniem roztworu stałego. szczegółowa identyfikacja mikrostrukturalna stali cp, a także pozostałych stali ahss jest przedmiotem dalszych badań autorów, które obejmują także pomiary mikrotwardości, badania właściwości mechanicznych złączy oraz modyfikację parametrów spawania laserowego w celu uzyskania złączy o korzystnym połączeniu wysokiej wytrzymałości i gwarantowanej plastyczności. ry 8 makrostruktura złącza spawanego laserowo ze stali cp wykonanego z energią liniową 0,05 kj/mm ig 8 macrostructure of laser weld of cp steel made with heat input of 0,05 kj/mm ry 9 mikrostruktura materiału rodzimego (a – 1000x, b – 500x), przejścia pomiędzy materiałem rodzimym (mr) i strefą wpływu ciepła (swc) (c) i strefy przetopu (d) stali cp typu 0,08c-1,72mn-0,56si-0,35cr-0,29al0,12ti; f – ferryt, b – bainit, m – martenzyt, γsz – austenit szczątkowy ig 9 microstructure of the base material (a – 1000x, b – 500x), intermediate zone between base material (mr) and heat affected zone (swc) (c) and fusion zone (d) of the 0,08c-1,72mn-0,56si-0,35cr-0,29al-0,12ti cptype steel; f – ferrite, b – bainite, m – martensite, γsz – retained austenite 31przegląd spawalnictwa 3/2014 literat ra [1] brózda j.: nowoczesne stale konstrukcyjne i ich spawalność, wydawnictwo instytutu spawalnictwa, gliwice 2009. [2] górka j.: właściwości i struktura złączy spawanych stali obrabianej termomechanicznie o wysokiej granicy plastyczności, wydawnictwo politechniki śląskiej, gliwice 2013. [3] adamczyk j., grajcar a.: właściwości mechaniczne blach o strukturze dwufazowej ze stali konstrukcyjnej mikrostopowej obrobionej cieplnie i cieplno-mechanicznie, inżynieria materiałowa nr 6/2003, s. 810÷813. [4] senkara j.: współczesne stale karoseryjne dla przemysłu motoryzacyjnego i wytyczne technologiczne ich zgrzewania, przegląd spawalnictwa nr 11/2009, s. 3÷7. [5] krajewski s., nowacki j.: mikrostruktura i właściwości stali o wysokiej wytrzymałości ahss, przegląd spawalnictwa nr 7/2011, s. 22÷27. [6] international iron & steel institute, advanced high strength steel (ahss) application guidelines, www.worldautosteel.org, september 2006. [7] grajcar a.: struktura stali c-mn-si-al kształtowana z udziałem przemiany martenzytycznej indukowanej odkształceniem plastycznym, wydawnictwo politechniki śląskiej, gliwice 2009. [8] adamczyk j., grajcar a.: blachy samochodowe typu dp i trip walcowane metodą obróbki cieplno-mechanicznej, hutnik – wiadomości hutnicze nr 7÷8/2004, s. 305÷309. [9] pichler a., traint s., hebesberger t., stiaszny p., werner e.a.: processing of thin sheet multiphase steel grades, steel research international, vol. 78, 2007, s. 216÷223. [10] amirthalingam m., hermans m.j.m., zhao l., richardson i.m.: quantitative analysis of microstructural constituents in welded transformation induced plasticity steels, metallurgical and materials transactions a, vol. 41a, 2010, s. 431÷439. [11] huh h., kang w.j.: electrothermal analysis of electric resistance spot welding processes by a 3-d finite element method, journal of materials processing technology, vol. 63, s. 672÷677. [12] gould j.e., khurana s.p., li t.: predictions of microstructures when welding automotive advanced high-strength steels, welding journal nr 5/2006, s. 111÷116. [13] papkala h.: zgrzewanie oporowe metali, wydawnictwo kabe, krosno 2003. [14] poggio s., ponte m., gambaro c., adamowski j.: badanie zgrzewalności oporowej stali ahss dp600, przegląd spawalnictwa nr 12/2005, s. 22÷25. [15] zadroga l., pietras a., węglowska a.: zgrzewanie rezystancyjne punktowe blach typu dp450 i dp600, biuletyn instytutu spawalnictwa nr 3/2007, s. 49÷55. [16] węglowski m.s., stano s., krasnowski k., łomozik m., kwieciński k., jachym r.: characteristics of laser welded joints of hdt580x steel, materials science forum, vol. 638÷642, 2010, s. 3739÷3744. [17] węglowski m.s., stano s., osuch w., michta g.: laser welding of dp steel – characterization of microstructure of steel and welded joint, inżynieria materiałowa 3/2010, s. 256÷259. [18] papkala h.: nowoczesne sposoby zgrzewania oporowego blach ocynkowanych w produkcji seryjnej, przegląd spawalnictwa nr 2/1995, s. 9÷13. [19] kowielski s., mikno z., pietras a.: zgrzewanie nowoczesnych stali o wysokiej wytrzymałości, biuletyn instytutu spawalnictwa nr 3/2012, s. 46÷51. [20] pietras a., papkala h., zadroga l.: zgrzewanie punktowe blach ocynkowanych z dodatkową powłoką organiczną typu solplex, biuletyn instytutu spawalnictwa nr 6/2000, s. 50÷56. [21] stano s.: spawanie laserowe blach o zróżnicowanej grubości przeznaczonych na półfabrykaty karoserii samochodowych typu tailored blanks. prace prowadzone w instytucie spawalnictwa, biuletyn instytutu spawalnictwa nr 2/2005, s. 24÷28. [22] lisiecki a., mańka j.: spawanie blach ze stali s420mc o podwyższonej granicy plastyczności laserem diodowym dużej mocy, biuletyn instytutu spawalnictwa nr 3/2012, s. 67÷71. [23] klimpel a.: technologie laserowe w spawalnictwie, wydawnictwo politechniki śląskiej, gliwice 2011. [24] stano s.: new solid state lasers and their application in welding as generators of laser radiation, welding international, vol. 3, 2007, s. 809÷813. [25] cretteur l., koruk a.i., tosal-martinez l.: improvement of weldability of trip steels by use of in-situ preand postheat treatments, steel research, vol. 73, 2002, s. 314÷319. [26] amirthalingam m., hermans m.j.m., richardson i.m.: microstructural development during welding of silicon and aluminum based transformation induced plasticity steels inclusion and elemental partitioning analysis, metallurgical and materials transactions a, vol. 40a, 2009, s. 901÷909. [27] grajcar a., różański m., stano s., kowalski a., grzegorczyk b.: effect of heat input on microstructure and hardness distribution of laser welded si-al trip-type steel, advances in materials science and engineering, vol. 2014, 2014, doi.org/10.1155/2014/658947, 8 pages. [28] mroczka k., zielińska-lipiec a., ratuszek w., tasak e.: identyfikacja składników strukturalnych w strefie wpływu ciepła w stalach o dużej wytrzymałości, hutnik – wiadomości hutnicze nr 7÷8/2004, s. 396÷399. [29] gruszczyk a., griner s.: właściwości połączeń spawanych i zgrzewanych stali obrobionych termomechanicznie, przegląd spawalnictwa nr 5-6/2006, s. 39÷41. miesięczne i roczne spisy treści oraz streszczenia artykułów opublikowanych w przeglądzie spawalnictwa są dostępne na stronie internetowej: www.pspaw.ps.pl 201506_pspaw.pdf 13przegląd spawalnictwa vol. 87  6/2015 awaria palnika retortowego stosowanego w kotłach co analiza przyczyn zniszczenia układu podającego – badania i technologia naprawy a failure of the retort blowpipe used in central heating boilers an analysis of the causes of the feeding unit damage – testing and a repair technology dr hab. inż. jacek słania, prof. pcz; dr hab. inż. grzegorz golański – politechnika częstochowska; mgr inż. paweł wilk – – logiterm koszęcin. autor korespondencyjny/corresponding author: jacek.slania@is.gliwice.pl streszczenie w artykule przedstawiono podajnik retortowy stosowany do spalania paliw stałych w kotłach c.o. dokonano analizy procesu spalania, który spowodował trwałe uszkodzenie elementu podającego opał. przeprowadzono szereg badań mikroskopowych i makroskopowych złomu ślimaka w celu właściwej interpretacji zachodzących zjawisk w raz z możliwością określenia składu chemicznego, występujących struktur i własności materiałów. scharakteryzowano ich wyniki i opracowano technikę naprawy zniszczonego elementu. słowa kluczowe: spawanie, uszkodzenie, naprawa abstract in the article a retort feeder used to burn solid fuels in the central heating boilers is presented. an analysis of a burning process, which caused a permanent damage of an element delivering the fuel is made. numerous micro and macroscopic examinations of the scrap of the worm were made in order to interpret all the phenomena to characterise chemical composition, structures that occur and the characteristics of the materials. their results were interpreted and the methods of reparation of broken elements were provided. keywords: welding, damage, repair wstęp w obecnych czasach dużym zainteresowaniem cieszą się kotły co wraz ze sterowanym elektronicznie układem podającym paliwo z zasobnika do komory spalania. okazuje się jednak, iż brak właściwego przeszkolenia palaczy pod względem odpowiedniej obsługi takiego urządzenia, czy nawet zwyczajny błąd ludzki może prowadzić do poważnych awarii. na rysunku 1 zaprezentowano typowy podajnik retortowy jednego z polskich producentów. rysunek 2 z kolei prezentuje typowy ślimak stalowy, stosowany w palnikach retortowych. zbudowany jest z pręta na który nawinięto z odpowiednim przesunięciem zwoje ślimaka. ważnym elementem podajnika jest sprzęgło. jest to podzespół, który z racji ochrony przed zniszczeniem układu napędzającego pełni istotną rolę w całym układzie. najczęściej jako mechanizmu sprzęgła bezpieczeństwa stosuje się: sprzęgło nierozłączne sztywne z kołkiem ścinanym, a rzadziej jacek słania, grzegorz golański, paweł wilk kosz zasypowywentylator gardziel palnika z otworami napowietrzającymi klapa wyczystki motoreduktor napędzany silnikiem elektrycznym rys. 1. palnik retortowy wraz z podstawowymi elementami (źródło: logiterm) fig. 1. a retort blowpipe with the basic elements (source: logiterm) rys. 2. układ podający paliwo: z prawej strony wyszczególnienie najważniejszych elementów fig. 2. a fuel feeding unit: from the right a specification of the most important elements ślimak stalowy tarcza oporowa kołnierz do przykręcenia 14 przegląd spawalnictwa vol. 87 6/2015 przeniesienie napędu odbywa się za pomocą klina (który również ulega ścięciu). kołek umieszczony w otworze powinien znaleźć się tam bez luzów. z racji następującego obciążenia każdy luz może spowodować jego zerwanie podczas pracy. układ wysprzęglający powinien zadziałać w momencie zablokowania ślimaka. z reguły zdarzenie takie występuje gdy paliwo znajdujące się w zasobniku nie zawiera się w zakresie granulacji do jakiej przeznaczony jest dany układ podający. czasem w węglu można znaleźć kawałki drewna lub stali, które również zakleszczając się w podajniku mogą spowodować zerwanie kołka. przypadek ukręcenia ślimaka na przedstawionych rysunkach 3 i 4 widnieje ślimak (jego elementy), który uległ zniszczeniu przez ukręcenie. pracował w kotle o mocy 32 kw. rys. 3. ślimak stalowy stosowany w kotłach o mocy 32 kw fig. 3. a steel worm used in 32 kw boilers rys. 4. a) lewa, krótka strona ślimaka, widoczne znaczne skręcenie ślimaka b) dłuższy odcinek ślimaka fig. 4. a) left, short side of a worm, a visible considerable twist of a worm b) longer section of a worm a) b) w celu analizy przyczyn powstania awarii poniżej scharakteryzowano właściwy proces spalania w omawianym palniku. proces palenia w palnikach retortowych powinien przebiegać w taki sposób aby miejsce głównego spalania paliwa znajdowało się powyżej krawędzi otworu palnika. warstwa żaru powinna mieć wysokość od kilkudziesięciu do ok. 150 mm w zależności od mocy palnika. proces spalania jest wspomagany przez napływające powietrze (tlen) dzięki otworom nawiewowym znajdującym się w „gardzieli” palnika. temperatura w palniku może wynosić od 700 do 1200 °c. zależy ona od doboru parametrów spalania, a także od kaloryczności i rodzaju paliwa oraz miejsca pomiaru (żar; płomień). dzięki wysokiej temperaturze następuje powolne suszenie węgla znajdującego się poniżej, w „gardzieli” palnika. wówczas, w tym czasie istotnym etapem jest proces odgazowania paliwa, który pozytywnie oddziałuje na samo spalanie. źle dobrane parametry spalania (zbyt mała ilość podawanego paliwa, w zbyt małych odstępach czasu przy zbyt dużym nadmuchu powietrza) wpłynęły na miejsce znajdowania się żaru (miejsce prawidłowego palenia), które obniżyło się w dół (w głąb komory palnika), a tym samym odbywało się na wysokości zwojów ślimaka (w rurze podajnika bezpośrednio przed „gardzielą” palnika. wysoka temperatura spowodowała uplastycznienie ślimaka, a ruch obrotowy trzpienia ślimaka (napędzanego przez motoreduktor) jego wstępne skręcenie. tworzący się spiek w końcowej części ślimaka spowodował jego blokowanie. najprawdopodobniej w tym momencie z racji powstania dużych oporów nastąpiło zerwanie kołka przenoszącego napęd. jednak, ślimak nie przestał się kręcić napęd był przekazywany w dalszym ciągu. oględziny poawaryjne wykazały, że w trakcie zrywania kołka łączącego tuleję motoreduktora z wałkiem ślimaka ścinany, kołek nie został zerwany w sposób prawidłowy (rys. 5a). powstał zadzior, który poprzez obrót tulei motoreduktora utkwił w niej, dalej przenosząc napęd (rys. 5b). ślimak pracując dalej w tak ciężkich warunkach został poddany bardzo dużym naprężeniom. wpływ wysokiej temperatury powodował bardzo szybkie deformacje zwojów ślimaka (rys. 6), utlenianie powierzchni, a także odpadanie warstw tlenków. taka sytuacja doprowadziła do całkowitego zniszczenia zwoju. w miejscu charakteryzującym się najmniejszym przekrojem i uszkodzeniom mechanicznym ślimak został zerwany. a) b) prawidłowe miejsca ścięcia kołka wałek ślimaka kołek ściany tuleja motoreduktora widoczny zadzior, który zagłębił się w materiale tulei, przez co napęd był w dalszym ciągu przenoszony rys. 5. przekrój zastosowanego sprzęgła [1] fig. 5. an intersection of a used clutch [1] rys. 6. miejsce pobrania próbek do badań fig. 6. a sampling area rys. 7. pęknięcia trzpienia, wraz z widocznymi miejscami odpadania warstw tlenków stali fig. 7. cracks of the mandrel with visible areas of falling off layers of iron oxide 15przegląd spawalnictwa vol. 87  6/2015 c, % wag. si, % wag. mn, % wag. p, % wag. s, % wag. cu, % wag. stal zwoje ślimaka 0,11 0,15 0,52 0,001 0,012 0,027 c10 wałek 0,16 0,17 0,62 0,011 0,012 0,018 c15 tablica i. zawartość procentowa pierwiastków chemicznych wg badania stali table i. a percentage of chemical elements according to steel testing następnie przeprowadzono badania makroskopowe i mikroskopowe w celu poznania własności materiału z okolic przerwania ślimaka. miejsca z których pobrano próbki przedstawiono na rysunku 6. zbliżenie złomu ślimaka do badań makroskopowych ukazano na rysunku 7. wyniki badań mikroskopowych przedstawiono na rysunkach 8÷12. badanie mikroskopowe próbki 1 perlit wydzielony głównie po granicach ziaren ferrytu. miejscami widoczna pasmowość struktury. wielkość ziarna perlitu: 9 wg pnen iso 643 [2]. oszacowany udział objętościowy perlitu ok. 20%. rys. 8. mikrostruktura ferrytyczno perlityczna fig. 8. ferrite – pearlite microstructure rys. 9. odkształcona mikrostruktura ferrytyczno – perlityczna; widoczna tekstura wskazująca na kierunek odkształcenia działającego na mikrostrukturę wałka ślimaka fig. 9. a deformation of a ferrite – pearlite microstructure, a visible texture showing a direction of the deformation which have an influence on a microstructure of the worm shaft rys. 10. transkrystaliczne pęknięcia z rozgałęzieniami; a), b) – wypełnione produktami korozji, c) i d) bez wypełnienia fig. 10. transcrystalline cracks with branches; a), b) – filled with the corrosion products, c) and d) without a filling a) b) c) d) badanie mikroskopowe miejsca 2 wielkość ziarna ferrytu 5/4 (62,5 µm/88,4 µm). powyższa mikrostruktura wskazuje na pracę tego fragmentu wałka w temperaturze co najmniej 400÷500 °c – zachodzi proces rozpadu ziaren (kolonii) perlitu i proces sferoidyzacji i koagulacji węglików (cementytu). rys. 11. mikrostruktura ferrytyczna z licznymi wydzieleniami skoagulowanych węglików wydzielonych po granicach ziaren jak i wewnątrz fig. 11. a ferrite microstructure with numerous precipitations of coalesced carbides precipitated outside and inside of the grains boundaries rys. 12. transkrystaliczne pęknięcia wypełnione produktami korozji fig. 12. transcrystalline cracks filled with the corrosion products badania wykazały, iż skład chemiczny materiału zwojów ślimaka odpowiada stali c10. wałek wykonano natomiast z c15 wg iso 683-18:1996. ich skład przedstawiono w tablicy i. twardość wałka ślimaka (mikrostruktura ferryt + węgliki), wyznaczono poprzez średnią z pięciu prób: 95÷99. średnia 96,5 ± 1,4 hv10. powyższe badania wskazują, iż główną przyczyną zniszczenia ślimaka podajnika było jego uszkodzenie w wyniku nałożenia się dwóch czynników związanych z występowaniem naprężeń zmiennych jak również obecności czynnika korozyjnego. mechanizm takiego uszkodzenia nosi nazwę korozji zmęczeniowej. na taki typ zniszczenia wskazuje obecność (zarówno na powierzchni w pobliżu złomu jak i poza nią) trans krystalicznych pęknięć, które prowadzą do zmniejszenia przekroju pracującego wałka, co skutkuje wzrostem naprężeń w czasie eksploatacji elementu. okazuje się także, że złe parametry pracy podajnika (które spowodowały cofnięcie się żaru z jednoczesnym osunięciem się go na ślimak) również miały wpływ na zainicjowanie uszkodzenia. 16 przegląd spawalnictwa vol. 87 6/2015 technologia naprawy ślimaka zdecydowano o możliwości regeneracji zniszczonego ślimaka z racji tego iż ślimak ten pracował jedynie przez okres 2 miesięcy w czasie pomiędzy sezonami (nie był bardzo obciążony pracą) i jego pozostałe zwoje były w bardzo dobrym stanie. szerokość zwoju nowego ślimaka wynosi 6 natomiast szerokość regenerowanego 5,95 mm. rysunek 13 przedstawia fragment części ślimaka, który nie uległ uszkodzeniu. rys. 13. widok nieuszkodzonych powierzchni ślimaka fig. 13. a view of an undamaged surface of the worm założono, iż krótki urwany kawałek ślimaka nie nadaje się do jakiejkolwiek regeneracji. był on poddany wysokim temperaturom, które spowodowały zmiany struktury materiału podstawowego, ale także w tej części znajduje się znaczne skręcenie wałka ślimaka. próba wyprostowania tego elementu była by po prostu bezsensem. dlatego w jego miejsce zastosowano nowy ślimak posiadający odpowiednią długość. dłuższy odcinek ślimaka został skrócony o odległość delikatnego wygięcia i miejsca, do którego oddziaływała wysoka temperatura. naprawa polegała na połączeniu dwóch elementów ślimaka (krótkiego nowego odcinka i dłuższego oryginalnego) za pomocą procesu spawania. zdecydowano o zastosowaniu metody mag. dobór materiałów dodatkowych do spawania przeprowadzono na podstawie analizy składu chemicznego materiału ślimaka (trzpień jak i uzwojenie). zastosowano drut elektrodowy zgodnie z pn-en iso 14341:2011g3si1 niestopowy drut lity miedziowany, klasy sg2. w tablicy ii ukazano składy chemiczne różnych drutów spawalniczych. mieszankę gazową dobrano wg pn-en iso 14175:2009; m 21 o składzie ar + (8 do 25% co2). przepływ mieszanki gazu osłonowego wynosił 14 l/min. elementy zostały przygotowane za pomocą frezarki uniwersalnej. ponadto oszlifowano powierzchnie znajdujące się do 20 mm od krawędzi złącza. widok elementów przed spawaniem przedstawiają rysunki 14 i 15. kolejność spawania została zobrazowana na rysunkach 16 i 17. sybmole c si mn p i s ni mo al zr i ti g2si1 0,06÷0,14 0,5÷0,8 0,9÷1,3 0,025 0,15 0,15 0,02 0,15 g3si1 0,06÷0,14 0,7÷1,0 1,3÷1,6 0,025 0,15 0,15 0,02 0,15 g4si1 0,06÷0,14 0,8÷1,2 1,6÷1,9 0,025 0,15 0,15 0,02 0,15 tablica ii. skład chemiczny wybranych drutów spawalniczych wg pn-en iso 14341[3] table ii. a chemical composition of selected welding wires according to pn-en iso 14341[3] standard rys. 14. zestawienie elementów przed spawaniem fig. 14. a specification of elements before welding rys. 15. ukosowanie trzpienia ślimaka fig. 15. bevelling of the worm mandrel rys. 16. połączenie wałka spoina czołowa na x fig. 16. a joint of the shaft – an x butt weld rys. 17. zwoje ślimaka połączono ze sobą spoiną czołową na x (z powodu uformowania zwoju spoiny są niesymetryczne) fig. 17. the coils of the worm are joined with an x butt weld (due to the formation of the coil, welds are unsymmetrical) 17przegląd spawalnictwa vol. 87  6/2015 podsumowanie odpowiednio dobrane parametry pracy palnika ślimakowego, stosowanego do spalania paliw stałych w kotłach co mają bardzo duże znaczenie. niewłaściwe ustawienia, mogą prowadzić do obniżenia się żaru w głąb gardziela na zwoje podajnika. taka sytuacja najczęściej kończy się zdeformowaniem wałka ślimaka lub jego zniszczeniem (zerwaniem). wiąże się to z koniecznością przeprowadzenia prac serwisowych, a także z przerwą w ogrzewaniu instalacji. autorzy.dziękują.panu.jarosławowi.urzynicok.(logiterm).za.wnikliwą.ocenę.procesu.spalania.paliwa.w.palnikach.retortowych . literatura [1] praca zbiorowa: przykłady obliczeń z podstaw konstrukcji maszyn, wydawnictwa naukowo – techniczne, warszawa, 2008r. [2] pn – en iso 643 stal – mikrograficzne określanie wielkości ziarna. [3] ferenc k, ferenc j.: konstrukcje spawane, połączenia. wydawnictwa naukowo – techniczne, warszawa 2006 r. tablica iii. objętość wykorzystanego spoiwa table iii. an amount of a used filler metal miejsce połączenia objętość mm2 zwoje ślimaka 840 wałek 2932 razem 3772 ilość wykorzystanego spoiwa została określona w tablicy iii. zalecono zeszlifowanie nadlewów spoin łączących wałki ślimaków jak i ich zwoje, aby nie powodować zakłócenia podczas przesuwu paliwa w podajniku. całość pomalowano w celu zabezpieczenia przed czynnikami korozyjnymi. ps 8 2018 www bez reklam 9przegląd  spawalnictwa vol. 90 8/2018 ocena jakości złącza różnoimiennego   ze stali hardox 450® i strenx 700 mc® quality assessment of dissimilar welded joint of hardox 450® and strenx 700 mc® steel mgr inż. klaudia klimaszewska; dr hab. inż. grzegorz golański, prof. pcz – politechnika częstochowska; mgr inż. rafał lis  – wielton s.a.; dr hab. inż. jacek słania, prof. nzw is – instytut spawalnictwa. autor korespondencyjny/corresponding author: kaudia.klima93@gmail.com streszczenie w pracy poddano weryfikacji pod względem jakości złącze spawane ze stali hardox 450® i strenx 700mc®. w tym celu wykonano różnoimienne złącze doczołowe metodą mag z wykorzystaniem materiału dodatkowego w postaci drutu w gatunku 4si1. zakres badań obejmował badania nieniszczące: badania wizualne (vt), penetracyjne (pt) oraz radiograficzne (rt). wykonano także badania niszczące polegające na obserwacjach makroi mikroskopowych na przekroju złącza. przeprowadzone badania wykazały, że zastosowanie materiału dodatkowego w postaci drutu w gatunku 4si1 do łączenia stali hardox 450® ze stalą strenx 700mc® zapewnia uzyskanie wymaganej jakości „b” połączeń spawanych. analizowane złącze charakteryzowało się typową mikrostrukturą dla użytych materiałów rodzimych. słowa kluczowe: hardox 450®; strenx 700mc®; jakość złączy spawanych; spawanie metodą mag abstract the paper presents the results of quality assessment of welded joints. the scope of the work was to investigate the non-destructive testing: visual testing (vt), penetration testing (pt) and radiological testing (rt). the study included also the survey breaking the macroand microstructural test on the welded joint section. the research has shown that the use of the welding consumables in form of a wire 4si1 to joint hardox 450® with strenx 700mc® ensures the required ,,b” quality of welded joints in accordance with regulatory requirements. the analyzed joint was characterized by typical microstructure for native materials used. keywords: hardox 450®; strenx 700mc®; quality of welded joint; mag method wstęp firmy produkujące naczepy dążą do obniżenia masy swoich produktów – ram pojazdów, zabudów, skrzyni ładunkowych – przede wszystkim poprzez zmianę konstrukcji w oparciu o nowoczesne materiały konstrukcyjne. producenci stali, aby sprostać wymaganiom przemysłu motoryzacyjnego oraz ciągłemu trendowi redukcji masy pojazdów muszą wytwarzać coraz to nowsze materiały o znacznie lepszych właściwościach mechanicznych. zmniejszenie masy konstrukcji zwiększa możliwości przewozowe, co jest bardzo korzystne na użytkowników [1,2]. kluczowe zadania, jakie odgrywa tutaj materiał użyty do wykonania wyrobu to: zmniejszenie masy własnej, zwiększenie niezawodności oraz polepszenie funkcjonalności. do projektowania konstrukcji spawanych naczep stosuje się materiały konstrukcyjne o podwyższonej wytrzymałości oraz wysokiej odporności na ścieranie, które można łączyć wieloma metodami spawania. do takich materiałów zalicza się między innymi stal hardox 450® oraz strenx 700mc®. stal hardox 450® klaudia klimaszewska, rafał lis, jacek słania, grzegorz golański przeglad welding technology review charakteryzuje się wysoką odpornością na zużycie ścierne, dobrą spawalnością, wysokimi właściwości mechanicznymi oraz odpornością na obciążenia udarowe [2,3]. z kolei stal strenx 700mc® jest to wysokowytrzymały materiał konstrukcyjny o dobrej spawalności i udarności w strefie wpływu ciepła, co czyni tą stal odporną na kruche pękanie [4]. celem pracy była ocena jakościowa oraz mikrostrukturalna różnoimiennego złącza spawanego ze stali hardox 450® oraz strenx 700mc®. badane złącze wykonano w ramach kwalifikowania technologii spawania tych stali. materiał i metodyka badań materiałem badawczym było różnoimienne złącze spawane uzyskane z blach o grubości o 8 mm wykonanych ze stali strenx 700mc® oraz hardox 450®. złącze spawane wykonano za pomocą metody mag w pozycji pa doi:.http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v90i8 .919 10 przegląd  spawalnictwa vol. 90 8/2018 rys.  1.  makroskopowy obraz analizowanego złącza spawanego, pow. 3x fig. 1. macroscopic picture of the welded joint, mag. 3x rys. 2. struktura stali hardox 450® – materiał rodzimy (mr) fig. 2. structure of hardox 450® steel – base material (bm) tablica i. przygotowanie próbek do spawania i parametry spawania table i. preparation of samples to welding process and parameters of the welding tablica ii. skład chemiczny stali hardox 450®, % masy table ii. the chemical composition of hardox 450® steel, % mass tablica iii. skład chemiczny stali strenx 700mc®, % masy table iii. the chemical composition of strenx 700mc® steel, % mass tablica iv. skład chemiczny materiału dodatkowego – drutu 4si1, % masy [6] table iv. the chemical composition of welding consumables – wire 4si1, % mass [6] z wykorzystaniem drutu w gatunku 4si1 jako materiału dodatkowego. parametry spawania oraz szczegóły przygotowania materiału do spawania przedstawiono w tablicy i. analiza składu chemicznego materiału rodzimego została wykonana za pomocą spektrometru iskrowego firmy spectrolab k2. skład chemiczny materiałów rodzimych oraz zastosowanego spoiwa przedstawiono w tablicach ii÷iv. w celu określenia poprawności wykonanego złącza spawanego przeprowadzono badania nieniszczące: vt – wizualne, pt – penetracyjne, rt – radiograficzne oraz niszczące: analizę makro i mikroskopową przy użyciu mikroskopu świetlnego axiovert 25 (om) firmy carl-zeiss jena. obserwacje wykonano na zgładach metalograficznych trawionych nitalem. w pobliżu linii wtopienia widoczna była gruboiglasta struktura bainityczna (bainityczno-martenzytyczna). zaobserwowane duże ziarno byłego austenitu determinujące wielkość pakietów martenzytycznych, co związane jest z oddziaływaniem wysokiej temperatury zbliżonej do temperatury a4. struktura strefy wpływu ciepła (swc) stali hardox 450® (rys. 3) była zróżnicowana w zależności od odległości od linii c si mn p s ti nb n b 0,20 0,49 1,37 0,008 0,004 0,011 0,016 0,08 0,001 c si mn p s ti nb n b 0,09 0,03 1,90 0,016 0,006 0,10 0,06 0,10 – c si mn 0,10 1,00 1,70 badania  strukturalne  złącza  spawanego   i ich analiza w celu określenia jakości złączy spawanych, a tym samym poprawności ich spawania zostały wykonane badania metalograficzne makroskopowe, których wyniki zaprezentowano na rysunku 1. obserwacje te oraz wyniki badań nieniszczących (vt, pt, rt) wykazały, że w badanym złączu spawanym nie stwierdzono żadnych niezgodności przekraczających poziom jakości „b” zgodnie z wymaganiami zawartymi w normie [7]. stal hardox 450® w stanie dostawy posiadała strukturę bainityczną (bainityczno-martenzytyczną) (rys. 2). obserwowana charakterystyczna budowa bainitu – jego „pierzasta” postać – wskazuje na prawdopodobną obecność w strukturze stali bainitu dolnego. a) b) szczegóły przygotowania złącza do spawania wg [5] kolejność spawania szczegóły dotyczące spawania ścieg metoda  spawania wymiar spoiwa  [mm] natężenie prądu  [a] napięcie łuku  [v] rodzaj prądu/ biegunowość prędkość  przesuwu   [cm/min] ilość  prowadzonego  ciepła [kj/mm] 1 135 ø 1,2 180 20,5 dc/+ 20 0,91 2 135 ø 1,2 240 26 dc/+ 29 1,02 11przegląd  spawalnictwa vol. 90 8/2018 rys. 3. struktura stali hardox 450® – swc fig. 3. structure of hardox 450® steel – haz rys. 4. struktura stali strenx 700mc® – materiał rodzimy (mr) fig. 4. structure of strenx 700mc® steel – base material (bm) rys. 5. struktura stali strenx 700mc® – swc: a) w pobliżu linii wtopienia, b) w obszarze zrekrystalizowanym fig. 5. structure of strenx 700mc® steel – haz: a) near the fusion line, b) in the recrystallized area wtopienia. w miarę oddalania się od linii wtopienia w kierunku materiału rodzimego (mr) widoczne było rozdrobnienie ziarna i przejście swc od struktury bainitycznej (bainityczno-martenzytycznej) poprzez strukturę ferrytyczno-banityczną do struktury odpowiadającej materiałowi rodzimemu. w obszarze niepełnej normalizacji (odpowiadającej temperaturze w zakresie a1÷a3) widoczne w strukturze ziarna bainitu (martenzytu) wydzielone były zarówno po ich granicach ziaren, jak i w postaci odrębnych obszarów. stal strenx 700mc® charakteryzowała się strukturą bainityczno-ferrytyczną (rys. 4). w mikrostrukturze tej stali obserwowano liczne wydzielenia o charakterystycznym kształcie, prawdopodobnie azotków tytanu [8,9]. struktura swc stali strenx 700mc® w pobliżu linii wtopienia (rys. 5) składa się z gruboziarnistej struktury bainitycznej z licznymi, drobnymi wydzieleniami wewnątrz ziaren, co wskazuje o możliwości samoodpuszczania powstającej struktury, co zapewne wynika z wysokiej temperatury ms tej stali. wielkość ziarna w swc uzależniona była od temperatury w danym mikroobszarze, w pobliżu linii wtopienia była największa, a później ulegała zmniejszeniu. w swc tej stali (rys. 6) podobnie, jak w materiale rodzimym widoczne były charakterystyczne wy dzielenia azotków tytanu. w swc w obszarze zrekrystalizowanym obserwowano mikrostrukturę bainityczno-ferrytyczną o równoosiowych ziarnach (rys. 6). struktura materiału spoiny (rys. 7) składała się z bainitu i ferrytu iglastego oraz ferrytu ziarnistego wydzielonego po granicach tych obszarów. widoczny był zarys kolumnowej struktury pierwotnej, który był zorientowany w kierunku krystalizacji, co związane było z kierunkiem odprowadzania ciepła [10]. a) a) a) b) b) b) 12 przegląd  spawalnictwa vol. 90 8/2018 literatura [1] mazur m., ulewicz r.: innovative materials in construction of semitrailers car, zeszyty naukowe, quality. production. improvement, 1, 2014, pp. 45-54. [2] ulewicz r., mazur m., bokůvka o.: structure and mechanical properties of fine-grained steels, transportation engineering, 41/2, 2013, pp. 111-115. [3] hardox – das verschleiβblech der vielen möglichkeiten, wydawnictwo ssab oxelösund, 2002, dostęp 02.11.2017. [4] skowrońska b., szulc j., chmielewski t., golański d.: wybrane właściwości złączy spawanych stali s700mc wykonanych metodą hybrydową plazma+mag, przegląd spawalnictwa, 10, 2017, s. 104-111. [5] pn-en iso 9692-1:2014-02 – spawanie i procesy pokrewne – rodzaje przygotowania złączy – część 1: ręczne spawanie łukowe, spawanie łukowe elektrodą metalową w osłonie gazów, spawanie gazowe, spawanie metodą tig i spawanie wiązką stali. [6] www.wdi.de, dostęp 22.10.2017. podsumowanie   zastosowany materiał dodatkowy w postaci drutu w gatunku 4si1 pozwolił na uzyskanie jakości „b” badanego złącza spawanego zgodnie z wymaganiami normatywnymi. badania niszczące ujawniły, że analizowane złącze spawane charakteryzowało się prawidłową mikrostrukturą o strukturze zależnej od ilości wprowadzonego ciepła w danym obszarze swc. kierunek dalszych badań będzie obejmował ocenę jakości złącza spawanego ze stali hardox 450® i strenx 700mc® przy zastosowaniu materiału dodatkowego o wyższych właściwościach wytrzymałościowych w stosunku do spoiwa 4si1. [7] pn-en iso 5817:2014-05 spawanie – złącza spawane ze stali, niklu, tytanu i ich stopów (z wyjątkiem spawanych wiązką) – poziomy jakości według niezgodności spawalniczych. [8] konat ł., pękalski g., oskwarek m.: macro and microstructural properties of welded joints of hardox 400 and hardox 500 steels, xix scientific conference „development problems of working machines”, technical magazine, zakopane, january 2006, pp. 15-27. [9] oskwarek m.: structural features and susceptibility to cracking of welded joints of hardox 400 and hardox 500 steels, conference proceedings, iv scientific conference of students, wroclaw university of technology publishing house, wrocław 2006. [10] tasak e., ziewiec a.: pękanie spoin w procesie krzepnięcia, przegląd spawalnictwa 1, 2007, s. 14-18. rys. 6. struktura stali strenx 700mc® – swc fig. 6. structure of strenx 700mc® steel – haz rys. 7. struktura materiału spoiny fig. 7. structure of joint material a) a) b) b) 201110_pspaw.pdf 12 przegląd spawalnictwa 10/2011 tadeusz sarnowski paweł cegielski andrzej kolasa stanowisko do automatycznego napawania płyt stalowych the station of the automatic pad welding of steel plates dr inż. tadeusz sarnowski – zap robotyka, ostrów wielkopolski, dr inż. paweł cegielski, dr hab. inż. andrzej kolasa, prof. pw – politechnika warszawska. streszczenie wiele maszyn i urządzeń technicznych, szczególnie, eksploatowanych w przemyśle wydobywczym lub budownictwie, narażonych jest na intensywne zużycie powierzchni roboczych w wyniku ścierania. wydłużenie czasu ich eksploatacji wymaga wytworzenia na ich powierzchniach warstw odpornych na ścieranie. najlepszą metodą wytwarzania takich warstw jest napawanie stosowane zarówno w procesie wytwarzania, jak i regeneracji części zużytych. w artykule przedstawiono stanowisko do automatycznego napawania płyt stalowych o maksymalnych wymiarach 1500x3000 mm. wytwarzano warstwy o twardości ok. 60 hrc i dużej odporności na ścieranie. omówiono budowę i charakterystykę techniczną stanowiska oraz wybrane aspekty technologii napawania. abstract many of the machines and technical equipment, especially those operating in the extractive or construction industry are exposed to intensive wear of working surfaces as a result of abrasion. life time extension requires to manufacture on their surfaces abrasion-resistant layers. the best method of producing such layers in the manufacturing process and in the regeneration of damaged or worn out parts is pad welding. the paper presents the station of the automatic pad welding of steel plates with maximum dimensions of 1500x3000 mm. layers of about 60 hrc hardness with high resistance to abrasion are produced. the design and specifications of the station and selected aspects of welding technology are discussed. wstęp wiele maszyn i urządzeń technicznych, szczególnie tych eksploatowanych w przemyśle wydobywczym lub budownictwie, narażonych jest na intensywne zużycie powierzchni roboczych w wyniku ścierania [3]. wydłużenie czasu ich eksploatacji wymaga wytworzenia na ich powierzchniach warstw odpornych na ścieranie. najlepszą metodą wytwarzania takich warstw jest napawanie, stosowane zarówno w procesie wytwarzania, jak i regeneracji części zużytych [1, 3, 5]. w artykule przedstawiono autorskie stanowisko do automatycznego napawania płyt stalowych, na którym wytwarzane są warstwy stopowe o twardości ok. 60 hrc, położone na niskowęglowej stali konstrukcyjnej. artykuł zawiera opis budowy i charakterystykę techniczną stanowiska oraz wybrane aspekty technologii napawania. schemat stanowiska przedstawiono na rysunku 1. rys. 1. schemat stanowiska do napawania płyt fig. 1. station of pad welding of plate scheme 13przegląd spawalnictwa 10/2011 konfiguracja stanowiska stanowisko składa się z następujących urządzeń: – stołu o wymiarach 2000x4000 mm, na którym umieszcza się płytę, na którą nakładana jest warstwa napawana. płyta zostaje umieszczona na stole za pomocą suwnicy. w konstrukcji stołu znajduje się system chłodzenia wodnego. dodatkowo, ułatwiono dostęp do całej powierzchni stołu dzięki zastosowaniu miejsca parkingowego dla konstrukcji jezdnej. – manipulatora (konstrukcji jezdnej) z programowanym przemieszczaniem w osi x i y, wyposażonego w systemy napędowe, w skład których wchodzą serwomotory, precyzyjne prowadnice oraz dokładne listwy zębate, zapewniające wysoką precyzję pozycjonowania oraz długą żywotność urządzenia. – zespołu urządzeń spawalniczych składającego się z dwóch źródeł zasilania mig/mag z podajnikami drutu elektrodowego. podajniki wraz z uchwytami spawalniczymi przesuwają się liniowo wzdłuż toru jezdnego w osi x oraz ruchem poprzecznym w osi y. uchwyty spawalnicze zamocowane są w sposób umożliwiający regulację odległości końcówki spawalniczej od napawanej blachy. stanowisko do napawania płyt przedstawiono na rysunku 2. manipulator manipulator zawiera dwie sterowane automatycznie osie x i y (ruchy równoległe do powierzchni napawanej płyty) oraz oś z (podnoszenie uchwytów elektrodowych) sterowaną ręcznie. oś y wyposażona jest w dwa wózki jezdne, każdy obsługujący uchwyt spawalniczy i kasetę z drutem elektrodowym. przesuw osi x i y jest w pełni programowalny. obydwa napędy wykorzystują serwonapędy rexroth bosch group i odpowiednie przekładnie [6]. maksymalna prędkość przesuwu osi x i y wynosi 5000 mm/min. ręczna regulacja odległości końcówki uchwytu spawalniczego od napawanej blachy odbywa się w zakresie 0÷100 mm. regulacja odległości pomiędzy uchwytami spawalniczymi jest ręczna, w zakresie 45÷750 mm. układ sterowania układ sterowania umieszczono w szafie sterowniczej. wewnątrz szafy znajduje się zasilacz, sterownik plc l20, dwa sterowniki mocy indradrive, zestaw przekaźników i styczników [6]. na szafie umieszczono pulpit sterowniczy z panelem operatorskim vcp05. sterownik jest zasilany napięciem 24 v dc. jest on standardowo wyposażony w 8 wejść i 8 wyjść cyfrowych, profibus dp, ethernet i rs 232. dodatkowo zainstalowano po 2 moduły 16 wejść i 16 wyjść cyfrowych. sterowniki indradrive obsługiwane są przez plc poprzez magistralę profibus, a panel operatorski z plc przez ethernet. panel operatorski panel vcp05 ma ekran o rozdzielczości 160 x 80 oraz zestaw przycisków sterujących. oznaczenie i funkcje większości przycisków są zgodne z klawiaturą komputerową (rys. 3). tryb pracy ze sterowaniem ręcznym w trybie ręcznym można poruszać obiema programowalnymi osiami manipulatora. maksymalna prędkość ruchu ręcznego wynosi 5000 mm/min. wartość odniesienia jest stała, przy czym dla kolejnych instrukcji opisujących ruch w czasie programowania należy zastosować odpowiedni współczynnik procentowy prędkości z zakresu 1÷100%. i tak, dla nastawy 10% ruch będzie się odbywał z prędkością 500 mm/min. w osi x aktywne są przyciski: f2 – ruch do przodu, f3 – ruch do tyłu. w osi y aktywne są przyciski: f5 – ruch w lewo, f6 – ruch w prawo. w celu zwiększenia bezpieczeństwa i zapewnienia ruchu bezkolizyjnego wprowadzono ograniczenia programowe. przekroczenie ich wartości uniemożliwia dalszy ruch w danym kierunku i powoduje wygenerowanie sygnału odpowiedniego błędu. rys. 2. stanowisko do napawania płyt fig. 2. station of pad welding of plates rys. 3. panel operatorski vcp 05 fig. 3. control panel vcp 05 14 przegląd spawalnictwa 10/2011 tryb pracy ze sterowaniem automatycznym w trybie pracy automatycznej manipulator rozpoczyna napawanie blach wg parametrów wybranych przez operatora, tj. rodzaju płyty, prędkości napawania oraz rodzaju warstwy napawanej (1 lub 2). kierunki ruchu manipulatora przedstawiono na rysunku 4. cykl pracy dla warstwy 2 (licowej) polega na wykonaniu przez manipulator określonej liczby ściegów o tej samej szerokości, przy zadanej prędkości napawania. parametry prądowo-napięciowe napawania blach oraz prędkości ustawiane są przez użytkownika. cykl pracy dla warstwy 1 (podkładowej) polega na wykonaniu z użyciem manipulatora określonej liczby ściegów, która jest mniejsza o jeden od liczby ściegów warstwy 2. dla warstwy 1 ściegi nie mają takiej samej szerokości. pierwszy oraz ostatni ścieg mają szerokość o 50% większą. programy układania ściegów w warstwie 1 i 2 są tak napisane, aby dla obu warstw wzajemnie na siebie zachodziły (rys. 5). działanie programu pracy w cyklu automatycznym polega na tym, że po skończeniu napawania połowy blachy manipulator przerywa pracę i przesuwa się do pozycji home. dzieje się tak ze względu na niezbędną zmianę położenia belek przytrzymujących napawaną blachę. aby kontynuować pracę po zmianie położenia belek, należy wcisnąć przycisk „początek cyklu” na panelu operatorskim. istnieje również możliwość wpisania nowych wartości początkowych, w celu rozpoczęcia cyklu pracy z dowolnego miejsca na powierzchni rys. 4. kierunki ruchu manipulatora fig. 4. the manipulator moving directions rys. 5. rozkład ściegów w warstwach fig. 5. bead distribution in the layers blachy. wtedy na ekranie głównym należy wybrać polecenie „kontynuacja”, a następnie wpisać odpowiednie wartości początkowe. cykl roboczy stanowiska stanowisko pracuje w cyklu automatycznym, realizując założony program. napawanie odbywa się równocześnie dwoma urządzeniami spawalniczymi, z możliwością realizacji ruchu oscylacyjnego. płyta przeznaczona do napawania jest ładowana na stół za pomocą suwnicy i mocowana do stołu za pomocą specjalnych ręcznych uchwytów mocujących. przygotowanie urządzenia do cyklu automatycznego wymaga wprowadzenia wszystkich parametrów technologicznych, w tym związanych z geometrią napawania (rys. 6). ich zmiana lub dodanie nowych parametrów realizowane jest na ekranie głównym przez odpowiednie polecenie. można także ustawić pozycję home, do której ma dojeżdżać manipulator, ustawić prędkości napawania obydwu warstw oraz wybrać dla niej rodzaj warstwy (szybko – warstwa 1, wolno – warstwa 2), ustawić czasy włączenia i wyłączenia napawania, a także wybrać rodzaj blachy, która będzie napawana. zmiana szerokości ściegu realizowana jest przez zmianę parametru szer, natomiast parametr odstęp jest stały i określony dla każdej blachy z osobna. kolejnym etapem jest ustawienie odległości między uchwytami elektrodowymi oraz ustawienie belek przytrzymujących płyty. po wyborze programu rozpoczyna się automatyczny cykl pracy stanowiska – napawanie. po zakończeniu procesu portal przejeżdża w miejsce parkingowe, a pracownik odmocowuje płytę i z użyciem suwnicy odkłada ją w miejsce składowania. rys. 6. parametry geometryczne napawania blach fig. 6. geometrical parameters of pad welding of plates 15przegląd spawalnictwa 10/2011 literatura [1] cary b. h.: modern welding technology, regents/prentice hall, new jersey 1994. [2] dobaj e.: maszyny i urządzenia spawalnicze, warszawa, wnt 2005. [3] klimpel a.: napawanie i natryskiwanie cieplne. wnt, warszawa 2000. technologia napawania napawanie wykonywane jest drutem samoosłonowym dpis-61 ø3,2 mm. grubość napoiny wynosi 4÷6 mm, a liczba programowanych warstw 1÷3. uzyskiwana twardość napoiny to 55÷65 hrc. szerokość oscylacji jest regulowana na drodze programowania. ustalono, w wyniku wielu prób technologicznych, amplitudę oscylacji w przedziale: 37÷39 mm. efekty zastosowania stanowiska stanowisko, w porównaniu z tradycyjnymi metodami napawania, wyróżnia się: – poprawą jakości napoin, – wzrostem wydajności, – poprawą organizacji i warunków pracy. [4] praca zbiorowa pod red. k ferenca: technika spawalnicza w praktyce. poradnik inżyniera konstruktora i technologa. verlag dashofer, warszawa 2007-2011 (cykl wydawniczy). [5] praca zbiorowa: poradnik inżyniera. spawalnictwo. t. 1 i 2. wnt, warszawa 2003 i 2005. [6] dokumentacje zastosowanych sterowników i serwonapędów rexroth bosch group. z myślą o osobach pracujących w przemyśle firma 3m poland wprowadza versaflo™ – uniwersalną gamę systemów ochrony dróg oddechowych. uproszczony dobór sprzętu, wyższy komfort użytkowania oraz większa uniwersalność zastosowań sprawiają, że nowa seria produktów 3m doskonale sprawdza się m.in. w farmacji, przemyśle drzewnym, i hutnictwie. każdy system ochrony dróg oddechowych versaflo™ składa się z trzech elementów: nagłowia, węża oddechowego i jednostki napędowej lub aparatu wężowego. wszystkie części są kompatybilne, dzięki czemu użytkownik może je dowolnie dobierać i zestawiać przy przejściu z jednego środowiska do innego. w porównaniu do półmasek i masek z wymiennymi elementami oczyszczającymi, systemy versaflo™ znacznie zmniejszają ucisk na twarz i uczucie gorąca, zapewniając swobodę oddychania oraz większy komfort pracy. systemy ochronne versaflo™ opracowano, w celu zwiększania bezpieczeństwo pracy osób narażonych na działanie pyłów, dymów, gazu czy pary. powietrze do nagłowia dostarczane jest automatycznie, bez wysiłku związany z oddychaniem w maskach i półmaskach. ponadto, system 3m jest odporny na chemikalia i porysowanie. z tego względu może być z powodzeniem wykorzystywany we wszystkich gałęziach przemysłu – mówi marta kapała, z bezpieczeństwa pracy w 3m poland. seria systemów versaflo™ oferuje szeroki zakres produktów – od lekkich kapturów po hełmy przemysłowe zapewniające nie tylko ochronę dróg oddechowych, ale także systemy ochronne versaflo™ od 3m – złap w pracy głębszy oddech oczu, twarzy i słuchu. nagłowia (serii m) mogą być stosowane z okularami korekcyjnymi lub ochronnymi. modele m-100 i m-300 mają także możliwość dołączenia nauszników 3m™ peltor™. natomiast kaptury serii s zapewniają ochronę oczu i twarzy przed rozbryzgami cieczy i uderzeniami cząstek o niskiej energii (zgodnie z normą en166). powłoki zabezpieczające na szybach zapewniają dodatkową ochronę przed chemikaliami i porysowaniem. węże oddechowe versaflo™ bt-30 z funkcją samodopasowania długości umożliwiają ich przystosowanie w zależności od wzrostu użytkownika. pozwala to uniknąć przypadkowego zaczepienia węża o wystające elementy. innowacyjne połączenie qrs umożliwia połączenie i rozłączenie przy użyciu tylko jednej ręki, a jego obrotowe działanie zmniejsza możliwość zapętlania i załamywania się węża oddechowego. jako uzupełnienie systemu versaflo™ firma 3m oferuje do wyboru dwa systemy z wymuszonym przepływem powietrza – jednostki napędowe tr-300 i jupiter™ – oraz trzy aparaty wężowe z doprowadzeniem powietrza (seria v). lekkie jednostki napędowe przylegają płasko do pleców użytkownika, zmniejszając efekt dźwigni i ograniczając wrażenie ciężkości. ich kompaktowy kształt umożliwia również pracę w pozycji siedzącej bez ograniczania dopływu powietrza do systemu. filtry zasadnicze i wstępne mogą być łatwo i szybko wymienione bez użycia narzędzi. magdalena słodownik tomasz gołębiewski nowości techniczne 201211_pspaw.pdf 35przegląd spawalnictwa 11/2012 dariusz chromik jacek słania plan spawania ciśnieniowego zespołu rurowego welding plan of pressure pipe set mgr inż. dariusz chromik – pgnig technologie, oddział gazobudowa, zabrze, dr hab. inż. jacek słania, prof. is – instytut spawalnictwa, gliwice. streszczenie w artykule podjęto próbę zdefiniowania terminu „plan spawania”. przeanalizowano potrzebę stosowania planu spawania, jego formę, zakres oraz znaczenie dla wytwórcy. przedstawiono też praktyczny przykład planu dla ciśnieniowego zespołu rurowego. abstract in the article the authors tool an attempt to define the term “welding plan”. the need for using welding plan, its form, range and importance for the producer were analyzed. the practical welding plan was presented for the pressure pipe set. wstęp plan spawania – temat pozornie oczywisty, specjalista powie wręcz banalny. jednak, gdy zaczniemy się zastanawiać głębiej, okazuje się, iż nie jest to temat tak jednoznaczny i prosty. co więcej, można podchodzić do niego w różny sposób i różnie go definiować. przykłady planów spawania dla różnych wyrobów przedstawiono w pracach [1÷10]. definicja i znaczenie najpierw rozważmy samo słowo plan, które słownikowo ma kilka, zresztą powszechnie znanych znaczeń. dla naszych potrzeb plan to: – coś, co zamierzamy zrobić, wykonać; lub dokładniej – układ zadań i prac, zazwyczaj w postaci diagramu, wykazu czy tabeli, przewidzianych do realizacji i uzgodnionych czasowo. gdy do powyższych określeń dodamy znaczenie słowa spawanie, to będziemy mogli zaproponować definicję analizowanego terminu. najkrócej można by powiedzieć, że: plan spawania to schemat wykonawczy/wykonania konstrukcji spawanej lub starając się definiować dokładniej: plan spawania to przedstawiony w sposób umowny zbiór działań niezbędny do wykonania konstrukcji spawanej. jest to definicja ogólna i otwarta, a jednocześnie zwięzła i skondensowana, która nic nie narzuca wykonawcy. z drugiej strony, sformułowanie plan spawania, mimo iż często w branży spawalniczej stosowane, nie jest zdefiniowane w żadnym dokumencie normatywnym. nasuwają się więc pytania. pierwsze, podstawowe, to czy plan spawania jest w ogóle potrzebny? jeśli tak, to w jakim zakresie? co powinien obejmować? czy powinien być sformalizowany? a może powinien być obligatoryjny? każdy z nas mógłby zadać wiele takich pytań. i różne by prawdopodobnie padały odpowiedzi. spróbujmy więc przeanalizować niektóre z nasuwających się pytań i zaproponować odpowiedzi. bazą do tych rozważań powinno być rozumienie spawania jako procesu specjalnego oraz to, że wytwarzając konstrukcję spawaną, wykonawca jest zobligowany spełnić założony w warunkach technicznych wykonania i odbioru lub w projekcie poziom jakości. jeśli mowa o jakości, to spawalnikowi nasuwa się jednoznacznie norma 36 przegląd spawalnictwa 11/2012 pn-en iso 3834. zarówno w części 2: pełne wymagania jakości, jak i w części 3: standardowe wymagania jakości, określono wymagania dotyczące spawania materiałów metalowych zarówno w wydziałach produkcyjnych, jak i instalacjach na budowie w sposób kompleksowy. dokładnie i szczegółowo wytyczono tok postępowania, zaczynając od przeglądu wymagań, a kończąc na zapisach jakości, by mieć pewność, że wytwarzana konstrukcja spawana spełni narzucone jej wymagania jakościowe. w normie pn-en iso 3834-2 p. 10: spawanie i działalność związana zawiera p. 10.1 zatytułowany planowanie produkcji. określa on konieczność wykonania przez wytwórcę planu produkcji. plan ten jest uszczegółowiony przez autorów normy dziesięcioma odnośnikami, wskazującymi minimalną ilość i rodzaj informacji, jakie powinien zawierać taki plan. należy powtórzyć, że jest tu określony plan produkcji, a nie plan spawania. termin plan produkcji pojawia się również w p. 17 normy: identyfikacja i identyfikalność oraz w p. 18: zapisy jakości. natomiast nigdzie w treści normy nie pojawia się analizowane przez nas pojęcie planu spawania. a więc jeśli w spawalniczej normie-matce, normie-przewodniku jaką jest pn-en iso 3834, nie istnieje plan spawania, to może znaczy to, iż nie ma potrzeby zajmowania się tym tematem, że plan spawania to może wręcz coś niepotrzebnego? w żadnym wypadku nie powinno się wysnuwać takich wniosków. plan produkcji, używany w pn-en iso 3834, należy po prostu rozumieć szerzej. i dlatego autorzy normy, definiując plan, użyli słowa produkcji, a nie spawania, bo spawanie to przecież pewna część procesu produkcyjnego, choć bardzo istotna, ale tylko część. natomiast plan spawania to spawalniczy konkret. to przedstawione w pewnym schemacie/porządku wszystkie istotne aspekty procesu, którego wynikiem jest konstrukcja spawana, wykonana zgodnie z wymaganiami. to coś, co ma pomóc wytwórcy w wykonawstwie. zabezpieczyć go przed popełnieniem jakiegoś, nawet przypadkowego błędu, którego czasami nie da się już naprawić. dlatego na podstawowe pytanie, czy plan spawania jest potrzebny – odpowiedź byłaby na pewno twierdząca. ale tu od razu uwaga – czy on jest, jaką ma formę, jakie szczegóły zawiera, powinno zależeć od konkretnego wykonawcy, jego doświadczeń i rodzaju wytwarzanych konstrukcji. dlatego plan spawania nie może być sformalizowany, czy w jakiś sposób znormalizowany. przecież taki plan inaczej będzie wyglądał dla produkcji seryjnej i jednostkowej, inaczej dla spawania zrobotyzowanego i ręcznego, czy też dla wytwarzania skomplikowanych, odpowiedzialnych konstrukcji i prostych elementów spawanych, gdzie na inne aspekty należy położyć nacisk, zatem różny będzie zakres poszczególnych planów. plan spawania powinien być dostosowany do realnych potrzeb i wymagań. należy mieć na uwadze, że wymagania dotyczące planów spawania mogą czasem bezpośrednio wynikać z norm lub warunków technicznych wykonania i odbioru. mogą też być określone specyficzne wymagania przez nadzory inspekcyjne. plan spawania ciśnieniowego zespołu rurowego jest to zespół zaporowo-upustowy (zzu) dn300/ dn150, ciśnienie nominalne pn 6,3 mpa (schemat – rys.). zastosowanie – przesył gazu ziemnego. jest to stosunkowo niewielki i prosty układ, stanowiący część większej instalacji gazowej. umożliwia jednak przedstawienie wszystkich aspektów pojawiających się przy realizacji podobnych konstrukcji. plan spawania opracowuje się na podstawie zweryfikowanej przez służby spawalnicze wykonawcy dokumentacji technicznej – warunków technicznych wykonania i odbioru (wtwio) i/lub projektu. warunki, które powinny być spełnione, by odpowiednio zaplanować, a następnie zrealizować prace spawalnicze na analizowanym zzu, są następujące: 1. wszystkie materiały podstawowe (rury, kształtki) zostały sprawdzone przez kontrolę jakości (sprawdzenie stanu, wymiarów) i mają odpowiednie świadectwa odbioru – z reguły 3.1, a czasem 3.2. w przypadku przecinania materiałów, oznaczenia wybite przez wytwórcę mogą być przenoszone wyłącznie przez osoby do tego upoważnione. 2. materiały dodatkowe do spawania – pręty do metody 141 i elektrody otulone do metody 111 są zgodne z materiałami przewidzianymi w instrukcjach wps i mają wymagane dokumenty kontroli. 3. spawacze posiadają ważne świadectwa egzaminu zgodne z pn-en 287-1 w wymaganym zakresie. 4. wytwórca dysponuje wykwalifikowanym nadzorem spawalniczym. 5. wytwórca dysponuje kwalifikowanymi instrukcjami technologicznymi spawania wps w wymaganym zakresie prac. 6. uzgodniono wykonawstwo i zakres badań nieniszczących. rys. schemat aksonometryczny zespołu fig. axonometric scheme of set 37przegląd spawalnictwa 11/2012 na podstawie analizy dokumentacji i przedstawionych warunków można stworzyć plan spawania, który rozumiany jest jako schemat działań, w tym przypadku ujęty w formie tabelarycznej i zatytułowany: plan spawania i badań (tabl.). słowo badań znalazło się w tytule tablicy, by podkreślić rolę i znaczenie badań nieniszczących przy wytwarzaniu zespołów ciśnieniowych. plan wyszczególnia, jakie elementy spawamy, podaje ich wymiary, gatunek materiału, określa rodzaj spoiny i przede wszystkim pokazuje, zgodnie z którym wps wykonuje się daną spoinę. plan określa też, jaką metodą ndt przeprowadza się badania poszczególnych spoin. niezbędnym uzupełnieniem planu jest schemat aksonometryczny zespołu z zaznaczonymi spoinami (rys. 1). w planie spawania i badań mamy też przywołane dodatkowe dokumenty. są to: – instrukcja oznakowania spoin – określająca sposób oznakowania i numeracji spoin dla całej instalacji gazowej – dany zespół zaporowo-upustowy jest tylko jej częścią. powinna też uwzględniać wszystkie możliwe sytuacje, np. spoiny naprawiane czy też spoiny wycięte i wykonane na nowo. z reguły przyjmuje się oznaczenia literowo-cyfrowe i przykładowo spoina zu/10r to 10 spoina na zespole zaporowo -upustowym (zu) po naprawie (r). – projekt prób, który określa w sposób szczegółowy wykonanie ciśnieniowej próby wytrzymałości i szczelności na danej instalacji, uwzględniając jej specyfikę, możliwości podziału na odcinki próbne, czasem też specyficzne parametry próby, które mogą być inne niż przyjmowane standardowo, czyli np. dla próby wytrzymałości: ciśnienie próby p = 1,5 pnom i czas t = 30 min. do planu spawania i badań powinno się również dołączyć listę spawaczy z ich uprawnieniami i znakami. wykonawca ma wówczas pełną informację o zadaniu i może przystąpić do jego realizacji. tablica i. plan spawania i badań table i. welding and testing plan plan spawania i badań zespół zaporowo – upustowy dn300 / dn150 pn 6,3 mpa lp. charakterystyka spoin m1 – spoiny montażowe (prefabrykacja warsztatowa) g1 – spoiny o grubości t ≥ 8 mm niepodlegające ciśnieniowej próbie wytrzymałości badania w przypadku wymaganych instrukcji wpisać nr instrukcji badań nr wps średnica mm grubość mm rodzaj/ numer spoiny* element materiał vt rt ut mt pt próba wytrzymałości* próba szczelności* 1 21,3; 26,9 3,2; 3,6 m1 rura-rura, kolano, kołnierz szyjkowy l360nb; p355nh; p355nl1 x x 32/t/01 2 21,3; 26,9 3,2; 3,6 m1 rura-rura l360nb x x x 32/t/02 3 60,3; 114,3 4,5; 5,0; 6,3 m1, g1 rura-rura, zwężka, kołnierz, trójnik, kolano l360nb; p355nh x x 08/t/02 4 168,3; 323,9 6,3; 7,1; 8,0; 12,5 m1, g1 rura-rura, zawór, trójnik, zwężka, denko, monoblok l415nb; l360nb; p355nl1; p355nh x x * 03/te/01 5 168,3; 323,9 6,3; 7,1; 8,0; 12,5 m1, g1 rura-rura, zawór, trójnik, zwężka, denko, monoblok l415nb; l360nb; p355nl1; p355nh x x * 03/te/r * uwaga: 1. spoiny oznaczane zgodnie z „instrukcją oznakowania spoin”. 2. spoiny o grubości t ≥ 8 mm niepodlegające ciśnieniowej próbie wytrzymałości, której podlegają wszystkie pozostałe spoiny danego obiektu lub jego fragmentu, sprawdzać dodatkowo metodą ut. 3. próby wytrzymałości i szczelności zostaną przeprowadzone zgodnie z przedstawionym „ projektem prób”. 38 przegląd spawalnictwa 11/2012 podsumowanie plan spawania nie jest terminem jednoznacznym, można go różnie definiować. jego forma i zawartość zależy od wielu czynników. plan powinien być dostosowany do realnych potrzeb i wymagań. literatura [1] słania j.: plan spawania carg płaszcza pieca obrotowego. przegląd spawalnictwa 2011, nr 2, s. 36-41. [2] słania j., wodecki d.: plan spawania belki poprzecznej dźwigu. przegląd spawalnictwa 2011, nr 2, s. 30-35. [3] słania j.: plan technologiczny spawania płyty gąsienicowej. przegląd spawalnictwa 2010, nr 3, s. 16-25. [4] słania j., kwiecień l., jarosiński j.: plan spawania kotłów płomienicowo–płomieniówkowych. przegląd spawalnictwa 2010, nr 6, s. 32-40. [5] słania j., skóra j.: plan spawania wymiennika ciepła chłodzonego powietrzem. przegląd spawalnictwa 2011, nr 2, s. 16-22. dla wytwórcy jest jednak istotnym narzędziem, które pozwala odpowiednio przygotować się do realizacji zadania i ustrzec przed błędami. [6] słania j., urbańczyk p.: technologia wytwarzania oraz plan kontroli jakości gazoszczelnych ścian rurowych kotła pyłowego wytwarzanego w oparciu o normę pn-en 12952-5. przegląd spawalnictwa 2009, nr 12, s. 19-27. [7] słania j. kaczor t.: plan spawania zbiornika ciśnieniowego. przegląd spawalnictwa 2010, nr 4, s. 9-18. [8] słania j.: plan spawania przy wykonywaniu napraw bieżących kotłów parowych, kotłów wodnych i stałych zbiorników ciśnieniowych. przegląd spawalnictwa 2011, nr 2, s. 22-30. [9] słania j.: istota planów spawania. przegląd spawalnictwa 2011, nr 2, s. 3-9. [10] norma pn-en iso 3834-2 wymagania jakości dotyczące spawania materiałów metalowych. cz. 2: pełne wymagania jakości. wydarzenia w dniach 24-27 września 2012 r. w krakowie odbyła się xl szkoła inżynierii materiałowej, której organizatorem jest akademia górniczo-hutnicza im. stanisława staszica w krakowie. jest to wyjątkowe spotkanie skierowane do młodych naukowców – doktorantów, asystentów, studentów, ale i adiunktów. wszyscy oni zasiadają wraz z profesorami do wspólnej dyskusji wyników badań. spotkanie ma charakter cykliczny, dzięki czemu możliwe jest nawiązanie kontaktów, współpracy pomiędzy uczelniami i ich pracownikami zajmującymi się szeroko pojętą nauką o materiałach. we wcześniejszych latach sesje były ogólne, natomiast ostatnio ze względu na różnorodność tematów wprowadzono sesje tematyczne, które w tym roku były następujące: stopy na osnowie żelaza, stopy metali nieżelaznych, inżynieria powierzchni, inżynieria spajania, utlenianie i korozja, materiały ceramiczne, kompozyty i polimery, metody komputerowe w inżynierii materiałowej, odkształcanie i obróbka plastyczna oraz materiały funkcjonalne. na szczególną uwagę zasługuje fakt, xl szkoła inżynierii materiałowej 24-27.09.2012, kraków prof. dr hab. inż. edmund tasak – honorowy profesor szkoły inżynierii materiałowej 200701_pspaw przegląd spawalnictwa 1/200730 stresz cze nie w artykule omówiono ogólne wymagania dotyczące wy twarzania ścian szczelnych kotłów do spalania odpadów. przedstawiono technologię montażowego wykonywania napoin na ścianach oraz sposób pomiaru zawartości żelaza w napoinach. opracowana technologia gwarantowała uzyskanie założonego poziomu fe<10%. abs tract general requirements relating to manufacturing of sheet piling of boilers for wastes combustion was presented. the technology of carrying out pad welds upon walls and measurement method of iron content in the weld pads was discussed. the developed technology guaranteed to reach the assumed level of fe<10%. wstęp żeby zrozumieć, jakie znaczenie ma technologia napawania dla przemysłu energetycznego, trzeba odpowiedzieć na pytanie, czy warto inwestować w prace nad rozwojem projektów kotłów przeznaczonych do spalania śmieci? nie jest nowością to, że ludzie spalają śmieci. robili to od dawna. biorąc pod uwagę, że „efektem ubocznym” spalania śmieci może być energia, np. elektryczna sprawia, że prace nad rozwojem w tym kierunku są uzasadnione, gdyż mamy do czynienia z zamianą nieużytecznej formy materii w użyteczną formę energii. ze spalenia 1 tony śmieci można uzyskać tyle energii, co ze spalenia 250 kg węgla. inne porównanie: spalenie 1 tony śmieci generuje około 525 kwh, jest to wystarczająca ilość energii do ogrzania typowego budynku biurowego przez 1 dzień. faktem jest, że uzyskanie energii ze spalania śmieci kosztuje więcej niż ze spalania węgla, ale największą zaletą jest możliwość zredukowania od 60 do 90% wielkości wysypisk śmieci i związanych z tym kosztów ich utrzymania [3, 4]. wiele krajów posiada wyspecjalizowane spalarnie śmieci produkujące przy okazji energię. wykres na rysunku 2 przedstawia światową czołówkę tych technologii. japonia spala 62% produkowanych śmieci dlatego, że posiada mało przestrzeni do ich składowania oraz ze względu na niewielką ilość źródeł energii [4]. największym problemem do rozwiązania jest zapewnienie na właściwym poziomie emisji spalin. podczas spalania śmieci wydziela się wiele toksycznych związków, które muszą być zneutralizowane przez wysoce zaawansowany technologicznie system fi ltrów. najbardziej znane zanieczyszczenia powstające podczas spalania śmieci to: dioksyny i furany, dwutlenek węgla, tlenek węgla, rtęć, kadm, ołów, tlenki azotu, pyły i opary związków organicznych oraz gazy kwaśne [5]. dwutlenek siarki – jest typowy dla kotłów opalanych węglem, natomiast dla kotłów, w których spalane są śmieci większym problemem jest obecność chlorowodoru. tworzą go chlor i chlorki powstające ze spalania papieru, pvc i soli [5]. materiały stosowane do budowy kotłów wte1) chlorowodór jest bardzo aktywnym gazem, wywierającym negatywny wpływ na materiał, z którego zbudowana jest komora paleniskowa kotła. z tego właśnie powodu zdecydowano się na wykonanie części paleniskowej kotła z rur kompozytowych lub z rur ze stali węglowej napawanych specjalnym stopem na osnowie niklu typu inconel. stop napawanie stali stosowanych w energetyce stopami na osnowie niklu pad welding of steels used in power engineering with nickel base alloys jacek jarosiński michał błaszczyk edmund tasak rys. 1. „destruktor” zbudowany w 1874 r. w nottingham (anglia). przykład „nielegalnego”, domowego urządzenia do spalania śmieci [2] rys. 2. światowi liderzy w pozyskiwaniu energii ze spalania śmieci – pierwsza piątka [4] 1) wte – ang. waste to energy – energia z odpadów mgr inż. jacek jarosiński, mgr inż. michał błaszczyk – fabryka kotłów sefako s.a., prof. dr hab. inż. edmund tasak – agh przegląd spawalnictwa 1/2007 31 ten jest szczególnie odporny na korozję wżerową i szczelinową (rys. 3). na rysunkach 4 i 5 przedstawiono przykłady rury kompozytowej (dwuwarstwowej) i fragment ściany szczelnej napawanej. w obydwu przypadkach materiał od zewnątrz jest stopem na osnowie niklu, który jest odporny na korozyjne działanie chlorowodoru. w tabeli i podano składy chemiczne materiałów rur i napoin stopu niklowego. zastosowanie rur kompozytowych, oprócz zalet technologicznych, jest rozwiązaniem bardziej estetycznym, niestety, wciąż bardzo drogim. stosowanie napawanych paneli ścian gazoszczelnych jest tym bardziej korzystne, że nie ma potrzeby stosowania warstw stopowych na zewnętrznej stronie ścian kotła. zatem stosowanie technologii napawania jest wciąż uzasadnione ekonomicznie, bo pozwala zredukować prawie o 50% objętość materiału przeznaczonego na wykonanie warstwy napawanej. wymagania jakościowe dla napoin ze stopów na osnowie niklu oraz możliwe sposoby przeprowadzenia badań ze względu na to, że technologia napawania elementów kotłowych na skalę przemysłową jest stosunkowo nowa, nie ma wiele przepisów, które podawałyby podstawowe kryteria, jakie powinny spełniać napoiny. oprócz wymagań narzuconych przez klienta, często będących wynikiem własnych doświadczeń, można powoływać się na przepis vdtuv-merkblatt 1166 – „wytwarzanie i badania napawanych ścian gazoszczelnych przeznaczonych do budowy kotłów”. z praktyki wynika, że najważniejszym kryterium, jakie musi spełniać napoina ze stopu na osnowie niklu, to określona zawartość żelaza (fe) mierzona na jej powierzchni. zawartość fe nie może przekraczać 6% w przypadku napoin wykonywanych automatycznie i 10% w przypadku napoin wykonywanych ręcznie. zaleca się również stosowanie podstawowych materiałów do napawania o zawartości żelaza nie większej niż 1%. mimo to, że vdtuv-merkblatt 1166 nie narzuca aż tak ostrych warunków, specyfi kacje techniczne będące, często załącznikami do kontraktu, zmuszają zleceniobiorcę do podjęcia wszelkich działań, by spełnić te wymagania. analizę składu chemicznego gotowego wyrobu można prowadzić: • metodą iskrową (analiza widma), • metodą rentgenowską. iskrowa metoda badania z zastosowaniem przenośnego analizatora, przedstawiona schematycznie na rysunku 6, polega na optycznej analizie emitowanego widma promieniowania świetlnego. próbka materiału ulega odparowaniu na skutek zajarzenia łuku lub wyładowania elektrycznego. atomy i jony znajdujące się w oparach zostają pobudzone i emitują promieniowanie widzialne. wyemitowane promieniowanie jest następnie przekazane za pomocą światłowodu do układu optycznego spektrometru, gdzie zostaje rozszczepione na poszczególne składniki widma. zależnie od długości fali emitowanej, charakterystycznej dla danego pierwiastka, właściwa linia spektrum jest mierzona za pomocą światłoczułych układów ccd [7]. natężenie promieniowania świetlnego, proporcjonalne do zawartości danego pierwiastka w próbce, jest przeliczane przez układ elektroniczny, bazujący na zapisanym w pamięci zestawie krzywych kalibracyjnych i zwracane przez urządzenie jako wartość procentowa zawartości danego pierwiastka [7]. analizatory xrf (x-ray fluorescence) określają skład chemiczny próbki poprzez pomiar charakterystycznego promieniowania x emitowanego przez różne pierwiastki zawarte w próbce pobudzone kwantami promieniowania o dużej energii (promienie x lub gamma) [8]. rys. 3. wykres wspomagający projektowanie urządzeń do pracy w środowisku chlorowodoru [6] rys. 4. rura sandvik sanicro 63 [11] rys. 5. fragment ściany rurowej 15mo3 napawanej stopem niklu, materiałem mt nicro 625 tabela i skład chemiczny [%] dla materiałów: rys. 4 rys. 5 rura sanicro 63 rura napoina pierwiastek wewnątrz 10crmo9-10 1.7380 zewnątrz 2.4856 (mo) 15mo3 1.5415 stopiwo 2.4831 ni 64,6 0,08 osnowa cr 3,19 21,4 0,13 22 mo 0,49 8,5 0,28 9 fe 0,99 1 mn 0,54 0,38 0,68 0,2 si 0,33 0,32 0,21 0,2 ti 0,25 cu 0,14 al 0,019 0,01 c 0,25 0,012 0,17 0,02 co 0,01 p 0,009 0,005 0,007 s 0,021 0,001 0,001 0,01 nb+ta 3,3 rys. 6. zasada działania przenośnego analizatora metali [7] 1 – źródło wzbudzania. 2 – sonda pomiarowa. 3 – wzmocnienie światła. 4 – siatka dyfrakcyjna. 5 – elementy światłoczułe ccd. 6 – komputer przetwarzający dane tablica i. przegląd spawalnictwa 1/200732 napawanie ręczne połączeń montażowych elementów ciśnieniowych stopiwem na osnowie niklu inconel 625 firma sefako s.a. w ramach kilku projektów wykonywała warsztatowy montaż elementów kotłowych napawanych stopem inconel 625. w zakresie prac należało wykonać standardowe złącza doczołowe z rur ze stali węglowo-manganowej dla uprzednio napawanych paneli ścian gazoszczelnych wraz z następującą po tym operacją napawania ręcznego stopiwem inconel 625. mając na uwadze wymagania jakościowe (fe<10%), aby spełnić oczekiwania klienta, opracowano technologię napawania ręcznego, metodą mig dla połączeń montażowych elementów pokrytych warstwą stopu inconel 625. zgodnie ze sztuką, opracowano pwps oraz wykonano próbę napawania w obecności inspektora jednostki notyfi kowanej. przed wykonaniem napoiny powierzchnia rury została dokładnie oczyszczona z wszelkich zanieczyszczeń tlenkowych. żeby uzyskać właściwy skład chemiczny, zalecono, aby poszczególne ściegi tworzące napoinę zachodziły na siebie w 50%. szerokość pojedynczego ściegu nie powinna przekraczać 10 mm. do osłony łuku spawalniczego zastosowano mieszankę gazową ar-he (wg klasyfi kacji en 439 – i3: cronigon he30s – co2 = 0,14%; h2 = 2%; he = 23,3%; ar = dopełnienie) zapewniającą korzystniejszą geometrię wtopienia, wynikającą z właściwości fi zycznych he. kolejność układania ściegów przedstawia rysunek 7. do wykonania napoiny zastosowano materiał dodatkowy mtnicro 625 (drut lity, ø=1,0 mm) o składzie chemicznym podanym w tablicy ii. wyniki badań wykonane napoiny poddano następującym badaniom: • badanie wizualne – nie stwierdzono niezgodności, wynik pozytywny. • badanie penetracyjne – nie wykryto wskazań, wynik pozytywny. • badanie rt – stwierdzono obecność drobnych pęcherzy gazowych spełniających założone kryteria (ad hp 5/3), wynik pozytywny. • próba zginania próbek poprzecznych z rozciąganiem od strony napoiny, kąt zginania 180o, nie stwierdzono rys i pęknięć, wynik badania pozytywny. • badanie twardości. badanie twardości pomiar twardości przeprowadzono na zgładzie zgodnie ze schematem pokazanym na rysunku 8. wyniki pomiarów zestawiono w tablicy iii. stwierdzona twardość jest niższa od dopuszczalnej 380hv (wg en 288-3). badanie makroskopowe wygląd makroskopowy napoiny pokazano na rysunku 9. badania nie wykazały niedopuszczalnych niezgodności. występowało jedynie nieregularne wtopienie napoiny w podłoże. badanie mikroskopowe wyniki badań mikroskopowych przedstawionych na rysunkach 10, 11, 12 wykazały typowe struktury występujące w napoinie wykonanej spoiwem typu inconel. napoina ma strukturę dendrytyczną z wydzieleniami faz międzymetalicznych. w obszarze linii wtopienia występuje struktura przegrzania charakterystyczna dla stali 15mo3. w mikrostrukturze nie stwierdzono obecności mikropęknięć oraz niezgodności spawalniczych. rys. 7. schemat napawania z zaznaczoną kolejnością wykonania napoin na rurze skład chemiczny, % ni c cr fe mn mo nb+ta s si osnowa 0,02 22 1 0,2 9 3,3 0,01 0,2 tablica ii rys. 8. schemat rozmieszczenia punktów pomiarowych twardości (wg vdtuvmerkblatt 1156) [10] tablica iii. wyniki pomiaru twardości (hv5). ocenie poddano mr oraz swc, kryterium wg en 288-3; wynik ≤ 380 hv grubość napoiny amin = 3,2 mm amax = 4,2 mm rys. 9. fotografi a zgładu makro, trawione nitalem rys.10. mikrostruktura napoiny. widoczne dendryty oraz fazy międzymetaliczne w przestrzeniach międzydendrytycznych. trawiono elektrolitycznie w 10% cro3 mr – 15mo3 swc napoina 1 2 3 183 190 175 x x 4 5 6 x 191 185 181 x 7 8 9 x x 254 254 254 przegląd spawalnictwa 1/2007 33 rys. 11. struktura obszaru linii wtopienia do materiału rodzimego. widoczna dendrytyczna struktura napoiny oraz martenzytyczno-bainityczna struktura swc. trawiono elektrolitycznie w 10%cro3 oraz nitalem badanie zawartości żelaza w napoinie zawartość żelaza badano na próbkach schodkowych. próbkę schodkową wykonano metodą obróbki skrawaniem według schematu przedstawionego na rysunku 13. następnie poddano ją badaniom składu chemicznego zarówno metodą iskrową, jak i rt. urządzenia, których użyto do badań to: spektrometr emisyjny spectrotest tjf fc02f oraz analizator rt niton xlt 898. w obydwu przypadkach otrzymano bardzo zbliżone wyniki. średnie z tych badań przedstawiono w tablicy iv. mimo to, że wyniki odpowiadające poszczególnym grubościom napoin reprezentują zupełnie nielogiczny rozrzut udowodniono, że w żadnym przypadku nie przekroczono wymaganego progu 10% zawartości żelaza dla napoin wykonanych ręcznie. te rozrzuty zawartości żelaza przy małych grubościach napoin są wynikiem dużej niejednorodności napoiny spowodowanej konwekcją cieczy bogatej w żelazo rys. 12. ferrytycznoperlityczna struktura materiału rodzimego. trawiono nitalem rys. 13. próbki schodkowe do badania zawartości żelaza w napoinach tablica iv. wyniki pomiaru grubości warstwy napoiny oraz zawartości żelaza ozn. próbki próbka nr 1 próbka nr 2 nr stopnia 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 grubość napoiny [mm] 2,8 2,2 1,9 1,3 0,8 0,2 3,4 3,1 2,7 2,2 zawartość fe [%] 4,93 5,66 4,3 8,33 9,84 2,55 6,13 3,28 4,37 4,97 rys. 14. niejednorodności w napoinie będące wynikiem intensywnej konwekcji nadtopionego materiału rodzimego. trawiono nitalem napoina z obszaru wtopienia w kierunku lica napoiny. przykład niejednorodności wywołanych konwekcją pokazano na rysunku 14. otrzymane wyniki pozwoliły na wyciągnięcie wniosku, że napoiny wykonane zgodniez zaproponowaną technologią o grubości min. 3 mm spełnią założone kryteria dotyczące zawartości żelaza <10%. podsumowanie na podstawie przeprowadzonych badań przyjęta została technologia napawania zapewniająca otrzymanie napoin o żądanym składzie chemicznym. żeby zmniejszyć prawdopodobieństwo otrzymania napoin nie spełniających podanych kryteriów zawartości żelaza, wykonywano napoiny o grubości 4 mm. odbiorca wymagał jednak pomiaru i dokumentowania grubości warstw w cyklu produkcyjnym napoin w zakresie 100%. pomiar wykonywano stosując urządzenie do pomiaru powłoki malarskiej, z sondą dwuzakresową umożliwiającą pomiar do 5 mm grubości warstwy pozbawionej właściwości ferromagnetycznych na warstwie o właściwościach ferromagnetycznych. typ urządzenia elcometer 456 + sonda f12 i sposób pomiaru pokazano na rysunku 15. wdrożenie powyższej technologii napawania pozwoliło uniknąć wysokich kosztów związanych z zakupem, bądź wypożyczeniem drogiego sprzętu badawczego. jednak w przypadku dużych powierzchni napawanie ręczne nie jest jednak możliwe z uwagi na dużą pracochłonność i niejednorodność składu chemicznego w pobliżu linii wtopienia. do napawania dużych powierzchni ścian gazoszczelnych powinno stosować się zautomatyzowane napawanie. przemawiają za tym zarówno względy ekonomiczne, gdyż możliwe jest uzyskanie warstwy napoiny o żądanym składzie chemicznym w jednym ściegu, a zatem występuje oszczędność drogiego materiału napoiny. nie bez znaczenia są również względy technologiczne. napawanie dużych powierzchni płatów ścian gazoszczelnych wymaga intensywnego odprowadzenia ciepła, a grubsza napoina oznacza więcej wprowadzonego ciepła oraz większy skurcz spawalniczy i związane z tym problemy otrzymania właściwych wymiarów dla elementu końcowego. rys.15. sposób pomiaru grubości warstwy napoiny li te ra tu ra [1] poradnik inżyniera. spawalnictwo. tom 1. wydawnictwa naukowo -techniczne, warszawa 2003, rodział 1, s. 34. [2] b-igfool* energy production consultants, identified stakeholder groups, town meeting june 21, 2005, anywhere, usa. [3] biomass energy. department of planning and natural resources, virgin islands energy office, www.vienergy.org [4] www.eia.do.gov/kids/energyfacts/saving/recycling/solidwaste/ wastetoenergy.html [5] http://www.cbll.net [6] c.m. schillmoller.: chem. eng., vol. 87 (no. 5), 10 march 1980, p. 161. [7] www.spectro.com [8] www.niton.com [9] klimpel.: technologia spawania i cięcia metali. wydawnictwo politechniki śląskiej. gliwice 1997, s. 193, rys. 5.6. [10] m. błaszczyk.: uznanie technologii napawania – dokument wewn. fabryki kotłów sefako s.a., rok 2005. dok. nr v232d (4834p5164/5/v011). [11] http://www.smt.sandvik.com/composite 201301_pspaw_fi87.pdf 26 przegląd spawalnictwa 1/2013 jarosław grześ wymiar fraktalny gradientowej warstwy pośredniej al2o3–cr the fractal dimension of al 2 o 3 –cr graded  intermediate layers r inż aro ław rze politechnika warszawska. stre zczenie w artykule przedstawiono wyniki pomiarów wymiaru fraktalnego struktury gradientowej warstwy pośredniej w złączu l2o3 25 . dla analizowanych struktur warstwy pośredniej określono zawartość l2o3 oraz wymiar fraktalny liniowy, wykorzystując metodę linii pomiarowej d , będącą mody kacją metody o countin di en sion b d . tract he paper presents the results of l2o3 r fgm intermediate layer fractal analysis. he intermediate layers were used to obtain the l2o3 25 joints. he selected cross-section structures of l2o3 r intermediate layer ha e been the subject of in estigation. he computer image processing techni ues ha e been applied to prepare binary images of structures for l2o3 distribution and fractal dimension measurements. he line counting dimension algorithm, based on the bo counting dimension method b d , has been used to obtain the fractal dimension of analyzed structures. t p w złączach ceramiczno metalowych istotnym problemem są naprężenia własne generowane w czasie procesu spajania. ich główną przyczyną są znaczne różnice we właściwościach łączonych materiałów, takich jak współczynnik rozszerzalności liniowej i moduł sprężystości podłużnej. w celu uniknięcia zbyt wysokiego poziomu naprężeń w złączu i ich niekorzystnego rozkładu stosuje się różne konstrukcyjne i technologiczne sposoby, m.in. zmiany konstrukcyjne w złączu zmiana wymiarów i kształtu elementów łączonych oraz przekładki kompensacyjne o określonych właściwościach. jednym z rodzajów takich przekładek są przekładki wielowarstwowe z gradientem właściwości fgm . w artykule zamieszczono wyniki pomiarów wymiaru fraktalnego struktury poszczególnych warstw składających się na materiał gradientowy, stanowiący warstwę pośrednią w złączu ceramiki korundowej l2o3 ze stalą 25 . przedmiot i metodyka ada przedmiot badań stanowiła warstwa pośrednia w złączu ceramiki korundowej l2o3 ze stalą 25 , składająca się z mieszaniny proszku l2o3 wielkość ziarna 80 µm i r wielkość ziarna 50 µm o zmiennym składzie rys. 1 . założony udział objętościowy ry 1 złącze l2o3 25 z warstwą pośrednią fgm ig 1 l2o3 25 joint with fgm intermediate layer 27przegląd spawalnictwa 1/2013 w poszczególnych obszarach warstwy pośredniej rys. 2 wynosił: obszar i 25 l2o3 / 75 r obszar ii 50 l2o3 / 50 r obszar iii 75 l2o3 / 25 r szczegółowy opis wytworzenia badanej warstwy oraz parametry spajania złącza przedstawiono w 1 . pomiar wymiaru fraktalnego wykonano na wybranych obrazach pochodzących z poszczególnych obszarów warstwy pośredniej. obrazy cyfrowe struktur o wymiarach 512 512 pikseli poddano obróbce komputerowej, wykorzystując programy image ools i imagej. zamieszczone w pracy wyniki pomiaru wymiaru fraktalnego oparto na liniowej mody kacji fraktalnego wymiaru pudełkowego b d o countin di ension , umożliwiającej dokładne skanowanie analizowanej struktury. zastosowana metoda określania wymiaru fraktalnego została przedstawiona w 2 . obliczenia wartości wymiaru fraktalnego przeprowadzono, wykorzystując program skaner wymiaru fraktalnego swf , opracowany w zakładzie inżynierii spajania politechniki warszawskiej. w ramach analizy obrazu oraz analizy fraktalnej określono zawartość l2o3 w analizowanych strukturach oraz wymiar fraktalny liniowy dl w dwóch prostopadłych do siebie kierunkach skanowania: poziomym i pionowym . str kt ra war twy po rednie i e o razy inarne w celu określenia wymiaru fraktalnego konieczne było przeprowadzenie obróbki komputerowej obrazów struktur, w wyniku której otrzymano obrazy binarne. na rysunku 3 przedstawiono obrazy poddanych analizie struktur warstwy pośredniej złącza l2o3 25 oraz ich postać binarną. wykonane pomiary wymiaru fraktalnego dotyczą l2o3. z tego względu oraz wymagań stawianych przez program swf, na przedstawionych obrazach binarnych ceramika korundowa l2o3 reprezentowana jest przez czarne piksele, a chrom przez białe. rozkład l2 3 na przekro ac poprzecznyc war twy po rednie wykorzystując komputerową analizę obrazu program image ools oraz obrazy binarne struktur, określono zawartość l2o3. wyniki pomiarów przedstawiono w tablicy i. w celu rozszerzenia przedstawionych w tablicy i wyników pomiarów wykonano również pomiary zawartości l2o3 wzdłuż każdej linii pomiarowej skanującej analizowany obraz w poziomie kierunek skanowania . wykresy zmian zawartości l2o3 dla obrazów binarnych analizowanych struktur przedstawiono na rysunku 4. ry 2 warstwa pośrednia l2o3 r ig 2 l2o3 r intermediate layer ry 3 obrazy analizowanych struktur warstwy pośredniej złącza l2o3 25 i ich wersje binarne: a struktura z obszaru i, b struktura z obszaru ii, c struktura z obszaru iii ig 3 nalysed structures of intermediate layer in l2o3 25 joint with binary iew: a structure of area i, b structure of area ii, c structure of area iii a b c a lica i zawartość l2o3 w badanych strukturach warstwy pośredniej a le i. l2o3 content in analysed structures of intermediate layer obszar warstwy pośredniej i 25 l2o3 / 75 r ii 50 l2o3 / 50 r iii 75 l2o3 / 25 r zawartość l2o3, 24,76 4 ,57 77,2 28 przegląd spawalnictwa 1/2013 ymiar raktalny adanyc tr kt r wymiar fraktalny określono w dwóch prostopadłych kierunkach, skanując obrazy binarne w poziomie i pionie. w tablicy ii podano zbiorcze wyniki określania wymiaru fraktalnego dla analizowanych struktur warstwy pośredniej, a na rysunku 5 przedstawiono wykresy a lica ii wymiar fraktalny analizowanych obszarów a le ii he fractal dimension of analysed padding welds obszar warstwy pośredniej wymiar fraktalny dl min / dl śred / dl maks wymiar fraktalny dl min / dl śred / dl maks zakres wymiaru fraktalnego dl maks dl min skanowanie w poziomie kierunek zakres wymiaru fraktalnego dl maks dl min skanowanie w pionie kierunek i 0,2061 / 0,7082 / 0,8564 0,5788/ 0,6 5 / 0,8153 0,6503 0,2365 ii 0,6480 / 0,8485 / 0, 415 0,7784 / 0,8562 / 0, 155 0,2 35 0,1371 iii 0,8 35 / 0, 521 / 0, 825 0, 288 / 0, 547 / 0, 782 0,08 0 0,04 4 ry 5 wymiar fraktalny dl analizowanych struktur warstwy pośredniej złącza l2o3 25 : a kierunek skanowania , b kierunek skanowania ig 5 he fractal dimension dl of analysed structures of intermediate layer in l2o3 25 joint: a scanning direction , b scanning direction ry 6 nizotropia wymiaru fraktalnego dl dl badanych obszarów: a obszar i, b obszar ii, c obszar iii ig 6 he fractal dimension dl dl anisotropy of analysed areas: a area i, b area ii, c area iii ry 4 zmiany zawartości l2o3 w analizowanych obszarach warstwy pośredniej złącza l2o3 25 ig 4 l2o3 content changes in analysed areas of intermediate layer in l2o3 25 joint z aw ar to ść l 2o 3, szerokość obrazu piksele szerokość obrazu piksele szerokość obrazu piksele b a a b c 29przegląd spawalnictwa 1/2013 obrazujące zmiany wymiaru fraktalnego dla badanych struktur. w celu zwiększenia czytelności wykresów, na rysunku 5a pominięto wartości wymiaru fraktalnego mniejsze od 0,5. zupełnieniem wykonanych pomiarów są wykresy przedstawiające różnice wartości wymiarów fraktalnych dl dl anizotropię wymiaru fraktalnego dla kierunków skanowania i w poszczególnych punktach obrazów binarnych badanych obszarów warstwy pośredniej, przedstawione na rysunku 6. z zasady określania wymiaru fraktalnego wynika, że im większy udział analizowanego składnika w strukturze, tym większa wartość wymiaru fraktalnego. na rysunku 7 przedstawiono zależność wymiaru fraktalnego od zawartości l2o3 w strukturze warstwy pośredniej. ry 7 zależność wymiaru fraktalnego dl od zawartości l2o3 w strukturze ig 7 he function of fractal dimension dl on l2o3 content in structure pod mowanie przedstawione wyniki pomiarów zawartości l2o3 w poszczególnych obszarach struktury warstwy pośredniej tabl. i wykazały zgodność z założonym udziałem objętościowymi i potwierdziły prawidłowość przyjętej technologii jej wytwarzania. pomiary rozkładu l2o3 wzdłuż każdej linii pomiarowej, wykonane dla kierunku skanowania , wykazały lokalne różnice udziału l2o3, bezpośrednio związane z jego rozkładem powierzchniowym w badanym obszarze rys. 4 . największe różnice występują w obszarze i, a najmniejsze w obszarze iii gradientowej warstwy pośredniej. pomiary wymiaru fraktalnego wykazały, iż najniższymi wartościami wymiaru fraktalnego i największym zakresem jego zmienności charakteryzował się obszar i, natomiast wartościami najwyższymi i najmniejszym zakresem zmian obszar iii tabl. ii, literat ra 1 grześ j., pietrzak k.: spajanie materiałów z wykorzystaniem nanokompozytowych warstw z gradientem składu. rchiwum nauki o materiałach, t. 25, nr 4/2003, s. 643-655. rys. 5 . jednocześnie stwierdzono większe zakresy zmian wymiaru fraktalnego dla kierunku skanowania maks. 0,6503 dla obszaru i niż dla kierunku skanowania maks. 0,2365 dla obszaru i . óżnice między wartościami średnimi wymiaru fraktalnego obliczonymi dla prostopadłych kierunków skanowania i odpowiadających sobie obszarów są stosunkowo niewielkie poniżej 0,00 . zakres zmienności wymiaru ulega zawężeniu wraz ze wzrostem udziału l2o3 w badanej strukturze. najmniejszą anizotropię wymiaru fraktalnego stwierdzono dla obszaru iii różnica dl dl wartości wymiaru fraktalnego nie przekroczyła 0,0846 dla obszarów i i ii odpowiednio 0,60 2 i 0,2674 . naliza otrzymanych wyników pomiarów pozwoliła na określenie zależności między wymiarem fraktalnym dl a zawartością l2o3. 2 grześ j.: wymiar fraktalny wybranych struktur złącza spawanego ze stali 17, prace naukowe mechanika z. 22 , wpw, warszawa 200 . zawartość l2o3, gradientowa warstwa pośrednia 201502_psaw.pdf 37przegląd spawalnictwa vol. 87  2/2015 case studies of steel and their welded joint failures caused by liquid metal embrittlement lme analiza przypadków pęknięć stalowych złączy spawanych wywołanych obecnością cieczy metalicznej peter bernasovský peter brziak prof. peter bernasovský ph.d., ing. peter brziak ph.d., ing. ľuboš mráz ph.d. – welding research institute – industrial institute of slovak republik, bratislava, slovakia. autor korespondencyjny/corresponding author: bernasovskyp@vuz.sk abstract liquid metal embrittlement (lme) is a phenomenon, where liquid (molten) metal is mostly intergranulary (but not only) penetrated into solid metal and causes its brittle fracture. the lme is usually related to low melting metals (zink, tin , cadmium) ,which are in the contact with higher molten ones (steels, ni alloys). cases of lme as a cu penetration into pipeline welded joint of 15g2s steel ,a hot temperature corrosion in the cement works shell plate made of aisi 310 stainless steel attacted by ni3s2 (ts = 644 °c) and a vanadium corrosion in the boiler vessel (10crmo9-10 steel) due to v2o5 + na2so4 eutecticum (~600 °c) are concerned. keywords: hot crack, liquid metal embrittlement streszczenie kruchość stali wywołana obecnością cieczy metalicznej (ang. lme – liquid metal embrittlement) zachodzi podczas oddziaływania i w konsekwencji penetrowania granic ziaren (stali oraz stopów ni) niskotopliwych metalami (cu, zn, col sn), w warunkach działania naprężeń rozciągających. w artykule przeanalizowano przypadki lme wynikające z penetrowania cu złączy spawanych rurociągów ze stali 15g29 oraz wysokotemperaturowej erozji płyt ze stali 310 wg alsi wywołanej działaniem ni3s2 (ts-644 °c) oraz erozji kotła ze stali 10crmo9-10 wywołanym oddziaływaniem w wysokiej temperaturze v2o5 + na2so4. słowa kluczowe: pęknięcie gorące, kruchość, ciecz metaliczna introduction liquid metal embrittlement (lme) is a phenomenon, where certain ductile metals show drastic loss in tensile ductility or undergo brittle fracture when occured in the presence of specific liquid metals. generally, a tensile stress, either externally applied or internally present, is needed to induce embrittlement [1]. liquid metal embrittlement is caused by a combination of two factors [2]. these are 1) the presence of a specific liquid (molten)metal in contact with the affected component or structure, and 2) an applied or residual tensile stress acting on the affected component or structure while in contact with the liquid metal. when these two conditions occur, the liquid metal is absorbed in the components´ grain bound38 przegląd spawalnictwa vol. 87 2/2015 aries in a manner similar to the capillary action. a liquid-metal filled crack is produced as the boundary between grains absorbs the molten metal and breaks the bond between adjacent grains. the general rules for the possible occurrence of liquid metal embrittlement are [3]: – low mutual solubility between the liquid and solid metals. – absence of intermetallic compound formation between the solid-liquid couple. the hardness and deformation behavior of the solid metal affect its susceptibility to lme. generally, harder metals are more severely embrittled. grain size greatly influences lme. solids with larger grains are more severely embrittled. the interfacial energy between the solid and liquid metals and the grain boundary energy of the solid metal greatly influence lme. these energies depend upon the chemical composition of the metal couple. dihedral angle of liquid between grain boundaries is lowest, when an interfacial energy between solid grains is double to an interfacial energy between the solid grain and the liquid. some significant examples of embrittling couples include: steel cu, stainless steel zn, aluminium hg. lme occurs at melting point of liquid metal during heat treatment, hot rolling, brazing, soldering and welding. the welded joints are more susceptible to lme, because of higher hardness, larger grains and notches of stress concentration. in the literature there are a wide variety of lme couples [4], but all are related to liquid phases of the pure elements. in this contribution besides of cu we propose to include among liquids which may cause lme of steels also low melting compounds like ni3s2 and v2o5+na2so4. gas pipeline failures slovakia belongs to the countries with the densest network of high pressure transmission gas pipelines. four large diameter lines are already passing through its territory, whereas the 5th line is being completed at present. the oldest gas pipelines are in service for almost four decades and though they are inspected periodically, from time to time some failures of pipelines occur. this case occurred on the 1st international gas pipeline which was built in 1965. this line, made of an old russian steel 15 g2s (type l380n) low alloyed with si (see table i) is the most problematic one at present. in this line low ductility and toughness of steel have met together with the poor workmanship. in this case (spirally welded pipe od 720x8 mm) 1.8 m long crack was running along the spiral weld (fig. 1). the initiation point was in the place where the spiral weld meets the tie strip weld. the spiral weld which exhibits very high misalignment of both linear and opposite runs is shown in fig. 2. the crack was initiated by lme (liquid metal embrittlement) of remelted copper during repair weldc mn si p s cr ni cu ti 0,14-0,15 1,37-1,45 1,07-1,08 0,014 0,029 0,06 0,05 0,08 0,032 re, mpa rm, mpa a5, % chv fatt, 50 j.cm 2 upper shelf 387-404 591-612 22-27 +14 °c 55 j.cm-2 table i. chemical composition [wt%] tablica i. skład chemiczny [wag.%] fig. 1. a crack along the spirally weld joint rys. 1. pęknięcie wzdłuż spoiny spiralnej rury fig. 2a. linear and opposite runs misalignment – poor workmanship rys. 2a. mikrostruktura złącza rurowego z wyraźnym przesadzeniem rur – niska jakość wykonania złącza spawanego fig. 2b. liquid metal embrittlement by cu in the haz of repair weld. edx (wt%):cu-81,29; fe-17,50 and si-1,21 rys. 2b. kruchość wywołana ciekłą miedzią w swc naprawianego złącza. edx (wag.%): cu-81,29; fe-17,50 oraz si-1,21 39przegląd spawalnictwa vol. 87  2/2015 fig. 3. wall thickness reduction rys. 3. redukcja grubości ściany na skutek erozji fig. 4. high temperature attack of aisi 310 steel rys. 4. wysokotemperaturowa degradacja stali 310 wg aisi fig. 5. edx microanalysis of corrosion products rys. 5. analiza edx produktów korozji ing (fig. 3). cu came from abrading of cu electric contact rods which were applied at manufacturing of spiral welds at that time [5]. cement works shortly after combustion of new wastes (pneumatic tyres, plastics) the shell plates of the cement furnace were expressively attacked by hot temperature corrosion [6]. the steel aisi 310 (1.4841 by en) was concerned (table ii). c mn si p s cr ni atest vúz 0,058 0,99 0,58 0,024 0,014 23,94 19,45 a i s i 310 ax. 0,20 ax. 1,50 ax. 1,0 ax. 0,045 ax. 0,030 4 26 9 22 table ii. chemical composition of aisi 310 steel [wt%] tablica ii. skład chemiczny stali aisi 310 [mas.%] an original wall thickness of 4 mm was reduced almost to 0,4 mm (fig. 3). grain coarsening of the plate surface (dst=max. 1000 ηm) and grain boundary liquation are visible in fig. 4. a scale thickness reached almost 900 μm. an edx microanalysis of the corrosion products showed very high content of s and p (fig. 5). both are present like compounds of the nickel sulphide and the iron phosphide. the aisi 310 is a heat-resisting steel up to 1100 °c (tolerance loss of thickness is 2 mm/104 hours), but the steel is not suitable for the reduction gas medium, which contains s, where its range of application is reduce down to 644 °c, what is a solidus temperature of ni3s2 (lme attack). c mn si p s ai n cr cu mo analysis vúz 0,131 0,45 0,22 0,019 0,005 0,005 – 2,23 0,103 0,89 10crmo9-10 en 10028 -2 0,08 0,14 0,40 0,80 ax. 0,50 ax. 0,020 ax. 0,030 – max. 0,012 2,00 2,50 max. 0,30 0,90 1,10 table iii. chemical composition [wt%] tablica iii. skład chemiczny [wag.%] boiler vessel bolier tubes od 33,7x5 mm made of 10crmo9-10 steel (see table iii) are concerned [7]. the tube broke after 8200 hs exposition at 575 °c and 11 mpa pressure (fig. 6). as a fuel of the boiler was used a black oil (mazout). 40 przegląd spawalnictwa vol. 87 2/2015 fig. 6. failure of the tube rys. 6. awaria rurociągu fig. 7. crack on fire side of tube rys. 7. pęknięcie płomiennicy od strony paleniskowej s na v fe cr mn si 1 16,73 2,76 56,6 23,90 – – – 2 2,67 0,43 28,08 67,87 – – – 3 – – 0,69 97,00 1,21 0,78 0,31 table iv. results of edx microanalysis (wt%) tablica iv. wynik analizy edx [wag.%] references [1] d.g. kolman.: environmentally induced cracking, liquid metal embrittlement, asm handbook, volume 13a, corrosion: fundamentals, testing and protection, asm international, materials park, oh pp. 381-392 (2003). [2] liquid metal embrittlement, metallurgical minutes, mai, summer 2004. [3] twi technical knowledge, great abington, uk, 2000. [4] d.g. kolman.: environmentally induced cracking, solid metal embrittlement, asm. handbook, volume 13a, corrosion: fundamentals, testing and protection, asm international, materials park, oh pp. 393 397 (2003). it is quite a common phenomenon in boilers burning black oil like mazout, that vanadium, sulfur and sodium compounds present in the combustion gases cause accelerated corrosion on fire side of boiler tubes. this phenomenon is called vanadium corrosion. above mentioned compounds usually form molten salts (fluxes). fire side corrosion is observed at about 550 °c. eutecticum temperature of 6v2o5-na2so4 system is about 600 °c, but some mixed oxides like 5nao -v2o5-10v2o5 melts at 545 °c [8]. molten salts at operation tem perature penetrate to the steel mostly intergranulary. so the vanadium corrosion has features of lme. see a crack in fig. 7 and 8 with edx microanalysis in table iv. fig. 8. crack of vanadium corrosion rys. 8. pęknięcie wywołane oddziaływaniem wanadu conclusion the contribution dealt with case studies of failures in the high pressure gas pipeline, cement works and boiler, which were caused by liquid metal embrittlement (lme). as a molten phase acted cu, low melting ni3s2 and v2o5+na2so4 eutecticum. [5] bernasovský, p.-brziak, p.: case study of 15g2s grade gas pipeline. technical. report, vúz-pi sr, me 103, bratislava, june 2003. [6] bernasovský, p.brziak, p.: analysis of aisi 310 steel plate. technical report, vúz-pi. sr, me 148,bratislava, 31.5.2007. [7] mráz, ľ. et al.: analysis of 33,7x5 mm pipe made of 10vrmo 9-10 steel in boiler k3. technical report , vúz pi sr, me 068, bratislava, 13.4.2012. [8] andijani, j.-malik, a.u.: sulfur and vanadium induced hot corrosion of boiler tubes. chemistry & industry conference, riyadh, dec. 11-15, 2004. 201109_pspaw.pdf 38 przegląd spawalnictwa 9/2011 jerzy jakubowski piotr wysocki jacek senkara selektywne regeneracyjne napawanie plazmowe warstw ni-wc na tytanowe łopatki sprężarki silnika lotniczego selective regeneration of ni-wc layers over titanium-made  compressor blades of aircraft engines by plasma surfacing dr inż. jerzy jakubowski, prof. dr hab. inż. jacek senkara – politechnika warszawska, mgr inż. piotr wysocki – wojskowe zakłady lotnicze nr 4 w warszawie. streszczenie w artykule przedstawiono opracowaną metodę wraz z wynikami badań napawania mikroplazmowego kompozytowych warstw ni-wc na półki łopatek sprężarki ze stopu tytanu. analizowano strukturę napoin, ze szczególnym uwzględnieniem rozkładu pierwiastków dla okolicy linii wtopienia warstwy kompozytowej w podłoże oraz granicy międzyfazowej osnowa warstwy – węglik wolframu. wyniki wskazują na intensywne oddziaływanie cieczy z fazą stałą: podłożem i cząstkami węglika podczas procesu napawania. abstract the developed method along with results of microplasma surfacing of ni-wc composite layers onto titanium alloy compressor blades are presented in the article. structure of overlays were analysed with particular interest in elements distribution close to the fusion line of composite layer substrate as well as in the matrix – tungsten carbide interface. the results point out an intensive interaction between the melt and the solid phase (substrate and carbide particles) in the course of surfacing process. wstęp stopy tytanu ze względu na swoje unikalne właściwości znajdują zastosowanie w wybranych konstrukcjach, w tym w silnikach samolotów odrzutowych. wytwarzane są z nich m. in. łopatki sprężarek. przy zachowaniu wysokich właściwości mechanicznych słabszą stroną części wykonanych ze stopów tytanu technologiami odlewania lub przeróbki plastycznej jest niewystarczająca odporność na zużycie ścierne i zmienne naciski. jednoprzepływowa sprężarka osiowa jest największym z zespołów silnika odrzutowego, gdzie jest osadzonych 14 stopni łopatek na jednym wale. łopatki stopnia zerowego są największe (rys. 1). aby usunąć lub zmniejszyć naprężenia powstające w czasie pracy w wyniku wibracji, na części roboczej pióra usytuowane są miejsca podparcia nazywane półkami. półki poszczególnych łopatek są spasowane wciskowo z sąsiednimi, tworząc tzw. bandaż, takie rozwiązanie konstrukcyjne pozwala na istotną redukcję drgań łopatek oraz zmianę charakterystyki wibracyjnej całego zespołu. powierzchnia styku półek bandaża jest newralgicznym miejscem konstrukcji, ze względu na charakter pracy elementu. pod wpływem dużego momentu obrotowego następuje odkształcanie łopatek, któremu rys. 1. tytanowa łopatka turbiny sprężarki stopnia zerowego: 1 – stopa do mocowania łopatki w zamku tarczy; 2 – pióro; 3 – półka bandaża fig. 1. turbine compressor titanium blade of zero stage: 1 – foot of disc blade locking; 2 – blade leaf; 3 – shroud plate 39przegląd spawalnictwa 9/2011 próbuje przeciwstawić się powierzchnia stykowa półki bandaża. w efekcie występują bardzo duże siły tarcia. dodatkowo, na skutek zmiennych sił gazodynamicznych oraz z powodu zmiennych prędkości obrotowych (gwałtownych przyśpieszeń), wspomniane miejsce narażone jest na wysokocyklowe uderzenia (młotkowanie). łopatki sprężarki wykonane są ze stopu tytanu wt3-1 (ti-al-mo-cr) o strukturze dwufazowej α+β, natomiast powierzchnia stykowa półek jest modyfikowana przez naniesienie warstw kompozytowych na osnowie niklu o grubości kilku mm, umacnianych węglikami wolframu wc i w2c, które spełniają wymagania stawiane przez warunki pracy. pomimo to, po pewnym okresie eksploatacji, zachodzi konieczność regeneracji tych warstw (rys. 2). po analizie uszkodzeń warstwy wierzchniej i w wyniku przeprowadzonych badań, opracowano w zakładzie inżynierii spajania politechniki warszawskiej metodę selektywnego napawania warstw ni-wc w miejscach wymagających regeneracji. stop tytanu wt3-1 – właściwości i zastosowanie ze względu na swoje właściwości: wysoką wytrzymałość, odporność na korozję, zdolność nośną w temperaturze podwyższonej i kriogenicznej, odporność na pełzanie i niską gęstość, tytan i jego stopy znajdują szerokie zastosowanie w lotnictwie. żarowytrzymały stop wt3-1 do przeróbki plastycznej opracowany został jako stop wieloskładnikowy w układzie ti-al-mocr-fe-si. należy do grupy martenzytycznych stopów α+β stosowanych w stanie wyżarzonym jak również po obróbce cieplnej. skład chemiczny stopu jest podany w tablicy i. aluminium w stopie stabilizuje i umacnia fazę α, a także podwyższa temperaturę przemiany fazowej α→β. molibden, stabilizując fazę β, ułatwia przeróbkę plastyczną na gorąco oraz zwiększa żarowytrzymałość, szczególnie w obecności krzemu. pierwiastki eutektoidalne stabilizujące fazę β (cr i fe) umacniają zarówno fazę β, jak też fazę α w niskiej i średniej temperaturze. stop wt3-1 jest stopem tytanu najczęściej stosowanym w przemyśle szczególnie na części sprężarek pracujących 6000 h i dłużej w temperaturze do 400°c, a także w postaci odkuwek na części maszyn pracujące przy dużych obciążeniach. w zależności od przeznaczenia stop ten poddaje się obróbce cieplnej. do najczęściej stosowanych należą: – wyżarzanie izotermiczne: 870÷920°c w ciągu 1÷4 h, dalej 650°c w ciągu 2 h, chłodzenie w powietrzu – podstawowa obróbka części pracujących długotrwale w podwyższonej temperaturze; – wyżarzanie dwustopniowe: 870÷920°c w ciągu 1÷4 h, chłodzenie w powietrzu, nagrzewanie, 550°c w ciągu 2÷5 h, chłodzenie w powietrzu – zwiększa stabilność cieplną i właściwości wytrzymałościowe, przy nieznacznym zmniejszeniu plastyczności; – hartowanie i starzenie: 850÷870°c przez 1 h, hartowanie w wodzie, dalej 400÷600°c w ciągu l÷10 h, chłodzenie w powietrzu – wzrost wytrzymałości i twardości; – obróbka cieplno-mechaniczna: obróbka plastyczna w 550÷650°c i chłodzenie w powietrzu dla kucia łopatek sprężarki uzyskano wzrost właściwości wytrzymałościowych o 20÷30%. opracowanie metody nakładania warstw ni-wc przeprowadzona analiza właściwości stopu wt3-1 wskazuje na możliwość krótkotrwałego, lokalnego nagrzewania półki bez znaczącej utraty rys. 2. powierzchnia półki łopatki sprężarki stopnia 0 po eksploatacji. widoczne uszkodzenia warstwy wierzchniej fig. 2. surface of compressor turbine blade of 0 stage after operation. degradation of surface layer is visible tablica i. skład chemiczny stopu tytanu wt3-1 w % wag. table i. chemical composition of wt-3-1 titanium alloy in wt. % ti al c si fe n o h cr mo reszta 5,5÷6,5 0,10< 0,2÷0,4 0,2÷0,7 0,05< 0,15< 0,012< 0,8÷2,3 2,0÷3,0 40 przegląd spawalnictwa 9/2011 właściwości materiału samej łopatki, a więc na nakładanie warstwy powierzchniowej poprzez zastosowanie jednej z metod spawalniczych, wykluczając zabiegi lutowania piecowego warstw do podłoża. możliwości sterowania energią liniową źródeł spawalniczych oraz podawania materiału dodatkowego ograniczały wybór metody. podczas prowadzonych prób zwracano uwagę na: – wielkość i kształt modyfikowanej powierzchni, – dodatkową ochronę w czasie nakładania warstwy i jej chłodzenia, – sposób podawania materiału dodatkowego, – stopień wymieszania warstwy z podłożem, – zmiany w swc. badano procesy klasycznego napawania plazmowego (pptaw), napawania elektrodą otuloną i napawania gazowego. jednak niewielka powierzchnia półek (ok. 70 mm2, średnia objętość napoin 210 mm3) jej specyficzny, elipsoidalny kształt i zbyt szeroka swc spowodowały eliminację wymienionych metod. skoncentrowano się więc na metodzie napawania przy pomocy palnika mikroplazmowego (plazma-tig). podczas prowadzenia prób napawania mikroplazmowego napotkano na wiele trudności technicznych i technologicznych. dużym problemem okazał się sposób podawania materiału dodatkowego na nadtapiane podłoże, ochrona jeziorka spawalniczego i stabilność procesu z natury o niskiej energii liniowej, zakłócana dostarczaniem znacznych ilości materiału warstwy. badano wprowadzanie go w postaci mieszaniny proszków stopu ni i węglika wc z podajnika, nakładania na podłoże specjalnej pasty z następującym jej przetapianiem, natapiania kompozytowego pręta ni-wc uprzednio wykonanego w piecu próżniowym. badano możliwości procesu w szerokim zakresie parametrów technologicznych, w tym ciągłego i impulsowego prądu napawania. udało się osiągnąć zadowalające i powtarzalne wyniki. wykonano specjalne oprzyrządowanie w postaci komory argonowej i uchwytu–przyrządu mocującego, chłodzonego wodą, z dodatkowym nadmuchem. metoda umożliwia uzyskiwanie odpowiedniego rozkładu ciepła, właściwe formowanie kształtu napoiny, zachowanie struktury kompozytowej z równomiernym rozkładem fazy umacniającej, ochronę materiału łopatki przed nadmiernym nagrzewaniem, a także możliwość sterowania parametrami procesu w wygodnym „oknie technologicznym”, w tym dla prądu napawania w zakresie 35÷50 a. napoiny mają zadowalające wielkości naddatków na krawędziach przewidzianych na obróbkę mechaniczną. przykładowe elementy pokazano na rysunku 3. badania warstw napawanych na rysunku 4 przedstawiono strukturę warstw ni-wc. rysunki przedstawiają kompozytowy charakter napoin. widoczne są duże, nieregularne cząstki rys. 3. „surowe” napoiny ni-wc na półkach łopatek turbiny przed operacją szlifowania fig. 3. raw ni-wc layers over turbine blade plates prior to grinding rys. 4. struktura kompozytowa warstw napawanych, dobre połączenie z podłożem fig. 4. composite structure of overlays. correct joint with the substrate 41przegląd spawalnictwa 9/2011 węglika na tle osnowy niklowej. granica pomiędzy warstwą i podłożem jest ciągła, bez niezgodności spawalniczych. kluczowym zagadnieniem w przypadku materiałów kompozytowych jest adhezja pomiędzy cząstkami umacniającymi i osnową warstwy. na rysunku 5 przedstawiono okolice granicy pomiędzy tymi fazami przy rys. 5. granica międzyfazowa węglik wc (z prawej)–osnowa ni fig. 5. wc carbide (right)–ni matrix interface rys. 6. granica napoina – podłoże: struktura i rozkład podstawowych pierwiastków wzdłuż zaznaczonej, prostopadłej do niej linii analizy fig. 6. overlay – substrate boundary: structure and distribution of main elements along the perpendicular to it marked line of analysis rys. 7. okolice granicy międzyfazowej węglik wolframu–osnowa warstwy i rozkłady liniowe wybranych pierwiastków wzdłuż zaznaczonej linii analizy fig. 7. area close to the tungsten carbide–matrix of layer boundary and linear distributions of selected elements along the marked line of analysis dużym powiększeniu. granica jest ciągła, widoczna jest wąska strefa przejściowa. osnowa warstwy ma budowę dwufazową. po drugiej stronie granicy, po stronie węglika, widoczne są drobne wydzielenia. rysunek dokumentuje skomplikowaną budowę złącza, jednak charakter granicy węglik–osnowa nie budzi wątpliwości z punktu widzenia jej ciągłości i zdolności do przekazywania obciążeń. podjęto próbę dokładniejszej charakterystyki granic warstwa–podłoże i węglik wolframu–osnowa warstwy, dla określenia charakteru oddziaływania faz stałych (podłoża i cząstek węglika) z cieczą–osnową niklową rozcieńczaną nadtapianym podłożem tytanowym w trakcie procesu napawania. w tym celu wykonano analizę struktury z wykorzystaniem polowego emisyjnego mikroskopu skaningowego wyposażonego w spektrometr z dyspersją długości fali (wds). wykonano analizę ilościową punktową, liniową oraz jakościową powierzchniową stężeń powierzchniowych, wzdłuż linii analizy pierwiastków: ni, w, ti, al, o, cu, c. badania przeprowadzono dla obszaru podłoże-linia wtopienia-nałożona warstwa kompozytowa, oraz z obszaru osnowa–pojedyncza cząstka węglika wolframu. wybrane wyniki analizy pokazano na rysunku 6 i 7. al ni ti w ni w ti c 42 przegląd spawalnictwa 9/2011 na rysunku 6 widoczne jest liniowy rozkład stężenia podstawowych pierwiastków wzdłuż zaznaczonej linii analizy, prostopadle do granicy warstwa – podłoże. na samej granicy wyróżnić można wąską strefę pośrednią. jest ona zbudowana z tytanu, niklu i wolframu. wszystkie te pierwiastki mają silne powinowactwo metalurgiczne do siebie, o czym świadczy fakt, iż ich diagramy równowagi fazowej zawierają roztwory stałe i fazy międzymetaliczne, a także wysokie wartości ich ciepła tworzenia. podłoże ze stopu wt3-1 ulega modyfikacji w strefie przyległej do granicy z nałożoną warstwą, gdzie widoczny jest wyraźny rozrost ziarna na grubości do ok. 200 µm. pojawiają się tam także fazy ti-al. al w stopie wyjściowym znajduje się w roztworze, ale pod wpływem ciepła procesu, w pobliżu linii wtopienia zachodzi wykrystalizowanie wspomnianych wyżej faz. jest to termodynamicznie uzasadnione, gdyż energie swobodne ich tworzenia są wysokie. osnowa napoiny przyległa do linii wtopienia ma złożony skład chemiczny i strukturalny. jest wyraźnie wzbogacona w ti oraz al (składniki podłoża), w roztworze stałym zawiera także wolfram. świadczy to niewątpliwie, iż w trakcie napawania podłoże jest nadtapiane i jego składniki ulegają wymieszaniu z ciekłą osnową na bazie niklu. dochodzi również do destrukcji cząstek węglika drogą intensywnego rozpuszczania się w cieczy, przy czym zarówno wolfram jak i węgiel przechodzą do roztworu. drugim interesującym obszarem są okolice granicy międzyfazowej węglik wolframu – osnowa warstwy. przedstawiona wcześniej granica warstwa – podłoże miała charakter makroskopowy i tworzyła się wskutek nadtapiania tego ostatniego i mieszania się ciekłego stopu tytanu ze stopem niklu, natomiast granice pomiędzy węglikiem i osnową są płaszczyznami oddziaływania zakrzywionych cząstek fazy umacniającej kompozytu o wymiarach dziesiątków mikrometrów z otaczającą te cząstki cieczą na osnowie niklu. na rysunku 7 pokazano strukturę takiej granicy i rozkłady liniowe najważniejszych pierwiastków. profil stężenia wolframu wskazuje na destrukcję i rozpuszczanie się węglika w cieczy. w warstwie przejściowej sytuuje się ponadto tytan z podłoża, który jest powierzchniowo aktywny na tej granicy. drobne wydzielenia blisko granicy, wewnątrz cząstek wc, są kryształkami węglika chromu, który w warunkach procesu dyfunduje przez granicę z ciekłego roztworu, wypierając wolfram ze związku z węglem. jest to zrozumiałe, biorąc pod uwagę jego znacznie wyższe powinowacwo chemiczne do tego pierwiastka. charakter granicy wskazuje na skomplikowane, intensywne oddziaływanie międzyfazowe w wieloskładnikowym układzie. wnioski opracowano metodę regeneracji kompozytowej warstwy wierzchniej ni wc tytanowych półek łopatek turbiny silnika odrzutowego przy zastosowaniu napawania mikroplazmowego. wyniki badań strukturalnych i rozkładu pierwiastków okolicy linii wtopienia warstwy kompozytowej w podłoże oraz granicy międzyfazowej osnowa warstwy –węglik wolframu wskazują na intensywne oddziaływanie cieczy z fazą stałą podczas procesu napawania. wtorek, 20.09.2011 godzina autorzy tytuł sesja posterowa przewodniczący: prof. dr hab. inż. dr hab. inż. zbigniew mirski, prof. pwr prof. d.sc. (tech) valerii kuznetsov 1230 dr inż. tomasz szulc, politechnika wrocławska początki napawania. pierwsze metody i zastosowania prof. dr.-ing. habil. johannes wilden hochschule niederheim, niemcy auftragschweißen von nanokristallin erstarrenden eisenbasiswerkstoffen auf aluminiumsubstraten (napawanie nanostrukturalnie krystalizujących materiałów na osnowie żelaza na podłoże aluminium) dr inż. piotr białucki, dr inż. wiesław derlukiewicz politechnika wrocławska napawanie w regeneracji kokili do odlewania ciśnieniowego aluminium dr inż. marek gucwa, dr inż. robert bęczkowski politechnika częstochowska odporność na zużywanie erozyjne napoin przy kącie padania ścierniwa wynoszącym 60o zwiedzanie wystawy oraz laboratorium wytwarzania proszków (bud. b9, pok. 115) 1300 przerwa na obiad program sesji iii w numerze 10/2011 na stronie 3 sesja posterowa i międzynarodowa konferencja naukowo-techniczna napawanie – postęp i zastosowania wrocław, 19-21 wrzesień 2011 ps 5 2018 www str 99przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 stale konstrukcyjne historycznych mostów spawanych structural steels of historic welded bridges dr inż. janusz hołowaty – zachodniopomorski uniwersytet technologiczny w szczecinie. autor korespondencyjny/corresponding author: jah@wp.pl streszczenie przedstawiono stale konstrukcyjne, które znajdowały zastosowanie w budowie pierwszych mostów spawanych. właściwości stali zlewnych i wczesnych stali o podwyższonej wytrzymałości powodowały, że nie wszystkie z nich nadawały się do konstrukcji spawanych. rozwój historycznych stali spawalnych w konstrukcjach mostowych przedstawiono na podstawie przeglądu norm i zaleceń projektowych. rozpoznanie tych stali w istniejących mostach jest bardzo istotne pod względem planowanego zakresu modernizacji i wzmocnień oraz możliwości stosowania spawania. słowa kluczowe: stal zlewna; spawalność; mosty stalowe abstract the structural steels which were used in construction of the first welded bridges are presented. properties of mild steels and early high strength steels caused that not all of them were suitable for welded structures. the development of historic weldable steels in bridge structures is reviewed over codes and design requirements. recognition of these steels in existing bridges is very essential to plan a retrofitting and strengthening range as well as possibility of using welding. keywords: mild steel; weldability; steel bridges wstęp spawanie jest integralnym elementem stosowanym w wie lu różnorodnych aspektach systemów transportowych. takimi elementami w mostach są pale fundamentowe, dźwigary przęseł, łożyska konstrukcyjne, urządzenia dylatacyjne, balustrady i elementy pomostów. spawanie stosuje się w konstrukcjach tymczasowych, rusztowaniach i podporach montażowych stosowanych w budowie mostów. w budowie obiektów kolejowych stosuje się tymczasowe konstrukcje odciążające, bardzo często ze starych dźwigarów, których gatunek stali należy określić przed dopuszczeniem do ruchu. w mostach kolejowych ciągle obowiązuje zakaz stosowania spawania do starych obiektów, dopóki nie określi się parametrów stali konstrukcyjnej i możliwości jej spawania. wprowadzenie spawania do mostów stalowych w polsce datuje się na koniec lat dwudziestych xx wieku dzięki zrealizowanym projektom dwóch mostów drogowych w okolicach łowicza opracowanych przez prof. s. bryłę [1,2]. profesor opracował także pierwsze wytyczne do stalowych konstrukcji spawanych. spawane mosty kolejowe rozpoczęto budować w 1936 r. [3]. w pierwszych obiektach stosowano ówczesne stale zlewne (niskowęglowe), ale technologia spawania i stosowane materiały spawalnicze były dopiero wdrażane do budowy mostów spawanych. w niemczech od początku lat trzydziestych xx w. nastąpił gwałtowny rozwój stosowania spawanych mostów kolejowych, głównie o konstrukcji blachownicowej. przed rokiem 1935 kolej niemiecka posiadała już prawie 100 spawanych mostów blachownicowych [4]. spawanie z powodzeniem stosowano do spawania mostów ze stali zlewnej, zastosowanie spawania do stali o podwyższonej wytrzymałości spotkało się jednak z niepowodzeniem i rozczarowaniem. janusz hołowaty przeglad welding technology review artykuł przedstawia stale konstrukcyjne stosowane w historycznych mostach spawanych, jak i problemy technicznospawalnicze związane z modernizacją mostów nitowanych przy pomocy spawania. stale zlewne węglowe w historycznych mostach z reguły spełniają warunki spawalności. do spawania stali o podwyższonej wytrzymałości w tych obiektach należy podchodzić z dużą ostrożnością, a niektóre stale historyczne należy traktować jako trudnospawalne. rys historyczny początek stosowania spawania w mostownictwie związany jest z naprawami lub wzmacnianiem istniejących mostów, w których zastosowanie nitowania było niemożliwe lub bardzo trudne do wykonania [4,5]. budowę pierwszych mostów spawanych traktowano jako prace prototypowe do rozpoznania zagadnienia i powstających problemów [4,6,7]. w części obiektów spawanie powodowało znaczne problemy z powodu dużej odkształcalności termicznej elementów przy spawaniu, jakości materiałów spawalniczych i występowania pęknięć. tworzyło to pewien sceptycyzm w stosowaniu konstrukcji spawanych, ale wskazywało także na problemy, jakie należało zbadać i rozwiązać. wymagania ekonomiczne, szybkość budowy i oszczędność materiałów wymagały jednak stosowania spawania. wprowadzanie spawania w budowie mostów stalowych zbiegło się w niektórych krajach z wprowadzeniem stali konstrukcyjnych średniowęglowych i stopowych, które określano wtedy jako stale o wysokiej wytrzymałości o zakresie wytrzymałości fu = 480÷620 mpa [8]. stale zbyt drogie lub niespawalne szybko jednak zniknęły z rynku, ale można je znaleźć w obiektach budowanych w tamtym okresie [9,10]. doi: http://dx.doi.org/10.26628/ps.v90i5.907 100 przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 rys. 1. widok mostu kolejowego nad rzeką płonką w płońsku, 2017 r. fig. 1. view of the railway bridge over the płonka river in płońsk, 2017 tablica i. gatunki stali i parametry mechaniczne – 1937 r. table i. steel grades and mechanical properties – 1937 tablica ii. skład chemiczny stali elementów mostu kolejowego w płońsku table ii. chemical composition of steel in members of the railway bridge in płońsk stale spawalne do budowy mostów  w polskich normach wczesne przepisy ii rzeczypospolitej (1920 r.) stosowały jeszcze nazwę żelazo budowlane (zlewne), dla którego wymagano wytrzymałość na rozciąganie nie mniejszą niż 370 mpa, ale nie większą niż 450 mpa. zawartości siarki i krzemu nie dopuszczano. w warunkach technicznych z 1929 r. do budowy mostów kolejowych wymagano już ograniczenia zawartości fosforu do 0,06% i siarki do 0,05%. wprowadzenie stali zlewnej (niskowęglowej) do konstrukcji spawanych odbyło się więc w sposób naturalny i nie stwarzała ona większych problemów pod warunkiem dobrej jej jakości. przemiany okresu międzywojennego w polsce znalazły swoje odbicie w przemyśle hutniczym i zakresie produkowanych gatunków stali. w 1937 r. znowelizowano przepisy projektowania konstrukcji stalowych, które objęły tylko stale konstrukcyjne o granicy plastyczności fy ≤ 500 mpa [11] oraz wprowadzono normy pn/b-190 i pn/h-223 [8]. obejmowały one stale tzw. węglowe (w), a żeliwo i stal zgrzewną pominięto, jako już niestosowane w budownictwie. dostępna wtedy była przeważnie tzw. stal handlowa (stosowana bez oznaczeń) o wytrzymałości na rozciąganie 340÷420 mpa. oprócz stali handlowej stosowanej w budownictwie ogólnym wprowadzono stale kwalifikowane (w) oznaczane: 010w, 015w i 020w. oznaczenie gatunków stali i ich parametry mechaniczne podano w tablicy i. stal 010w była stosowana w konstrukcjach mostowych, także do konstrukcji spawanych. stal 015w była dostarczana na zamówienie, za dopłatą. stal 020w ujęto w przepisach przyszłościowo, nie była jeszcze produkowana. stali niskostopowych nie ujęto, gdyż były jeszcze w stadium badań i ich produkcja była niewielka. przewidywano, że prawdopodobnie w przyszłości zastąpią one stal węglową gatunku 020w. pierwsze mosty spawane w polsce wykonywano ze stali zlewnej o wytrzymałości na rozciąganie fu < 450 mpa. przykładowy skład chemiczny dla elementów mostu kolejowego położonego nad rzeką płonką w płońsku (rys. 1) przedstawiono w tablicy ii. most posiada konstrukcję blachownicową spawano-nitowaną i został oddany do eksploatacji w 1938 r. skład chemiczny określono dla pasów górnych dźwigarów głównych (g), podłużnicy walcowanej i360 (p) i krzyżulca stężenia (k). wyniki badań porównano ze składem chemicznym starych stali zlewnych, stali mostowej st3m i współczesnej stali niestopowej s235. w roku 1946 normę pn/b-190 znowelizowano [8] i wprowadzono zmianę oznakowania gatunków stali (ow, 015 w37, 6.1.20 w52), w podobny sposób oznakowanie było kontynuowane w następnej normie dla stali do celów budowlanych i konstrukcji stalowych z 1949 r. [12]. lata powojenne, ze względu na deficyt stali, charakteryzowały się tendencją do wzrostu stosowania stali o podwyższonej wytrzymałości dla zmniejszenia ilości zużywanej stali konstrukcyjnej i zbrojeniowej. norma pn/h-82021 z lipca 1949 r. [12,13] wprowadza już stal konstrukcyjną o wytrzymałości na rozciąganie fu ≥ 500 mpa. na konstrukcje mostowe dopuszczano stosowanie tylko stali zlewnej martenowskiej. oznaczenie gatunków stali i ich parametry mechaniczne podano w tablicy iii. stal o znaku k52 określana była jako stal o wysokiej wytrzymałości o granicy plastyczności i wydłużeniu zależnym od grubości elementu. stal tą dopuszczano jednak tylko na konstrukcje nitowane, chociaż prowadzono badania nad spawalnością tej stali i ulepszeniem jej składu [14]. do konstrukcji spawanych stosowano stal węglową znaku 015w z cechą k37. dla tej stali określano zawartość węgla na ok. c = 0,15%. ograniczano zawartość fosforu p i siarki s do 0,06%, a ich sumy do 0,10%. znak stali bez znaku 010w 015w 020w własności mechaniczne fu [mpa] nie określa się 340÷420 370÷450 420÷500 fy [mpa] 210 230 250 a10 [%] 25 22 20 rodzaj stali skład chemiczny, % c si mn p s cu cr ni al g – dźwigar 1 0,083 36 ppm 0,479 0,030 0,027 0,151 0,111 0,089 0 g – dźwigar 2 0,031 19 ppm 0,459 0,028 0,026 0,147 0,109 0,082 0 p – i360 0,086 4,4 ppm 0,539 0,026 0,015 0,162 0,131 0,062 0 k – l100×10 0,078 7,5 ppm 0,417 0,021 0,013 0,121 0,158 0,108 27 ppm zlewna 0,03÷0,35 ślady÷0,18 0,04÷0,75 0,004÷0,16 0,004÷0,11 0,110÷0,14 0,007÷0,014 0,030÷0,04 – st3m max 0,20 0,12 ÷0,30 min 0,40 max 0,050 max 0,050 – max 0,30 max 0,30 min 0,02 s235j0 max 0,17 – max 1,40 max 0,030 max 0,030 max 0,55 – – – 101przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 rys. 2. widok głównych mostów przeprawy przez regalicę w szczecinie fig. 2. view of the main bridges for regalica crossing in szczecin tablica iii. gatunki stali i parametry mechaniczne – 1949 r. table iii. steel grades and mechanical properties – 1949 tablica iv. gatunki stali i parametry mechaniczne – 1954 r. table iv. steel grades and mechanical properties – 1954 kolejna zmiana oznaczeń stali konstrukcyjnych nastąpiła według normy pn-54/h-84021 [15]. stale konstrukcyjne podzielono w niej na stale pospolitej jakości, zwykłej jakości i o wysokiej wytrzymałości. stale o wysokiej wytrzymałości określono jako stale z podwyższoną zawartością manganu. oznaczenie gatunków stali zwykłej jakości i stali o wysokiej wytrzymałości oraz ich parametry mechaniczne podano w tablicy iv. stal st52 miała podobne wymagania dla składu chemicznego jak stal k52. stale zwykłe były spawalne, z wyjątkiem stali st3sx przy grubości elementu powyżej 25 mm. stal wysokiej wytrzymałości st52 była spawalna w postaci prętów i kształtowników, a dla blach przy grubości do 20 mm i przy grubości 21÷40 mm w stanie normalizowanym. producent każdorazowo musiał potwierdzać spawalność tej stali. norma po raz pierwszy wprowadziła wymagania minimalnej udarności. następną normą wprowadzającą zmiany w oznakowaniu gatunków stali i ich parametrów jest pn-63/h-84021 [16]. norma, łącznie z normą pn-64/h-84023 [17], posłużyła do określenia gatunków stali stosowanych w mostach wg ostatnich w polsce wytycznych projektowania mostów stalowych w oparciu o naprężenia dopuszczalne [19,20]. oznaczenie gatunków stali zwykłej jakości i o podwyższonej wytrzymałości oraz ich parametry mechaniczne podano w tablicy v [16÷18]. stal konstrukcyjną oznaczano znakami oznaczającymi stal węglową zwykłej jakości lub stal niskostopową. znak stali niskostopowej składał się z liczby podającej średnią zawartość węgla oraz liter oznaczających składniki stopowe i cyfry oznaczającej ich zawartość w całkowitych procentach. dla manganu stosowano oznaczenie g. przy dodatkowych wymaganiach dla składu chemicznego stosowano na końcu literę a. stal o podwyższonej wytrzymałości 18g2a można było stosować do mostów spawanych. zawartość węgla w tej stali była ograniczona do 0,20%, a fosforu i siarki do 0,04%. stal 18g2a z zawartością miedzi 0,25÷0,50% oznaczano dodatkowymi literami cu (18g2acu). normy [16,17] nowelizowano w latach siedemdziesiątych i osiemdziesiątych ubiegłego wieku z zachowaniem znakowania gatunków stali. te gatunki stali konstrukcyjnej są również stosowane w normie projektowania mostów stalowych pn-82/s-10052 i przetrwały one do czasu wprowadzenia gatunków stali konstrukcyjnych wg norm europejskich. jedne z ostatnich mostów wybudowanych ze stali 18g2acu o konstrukcji zespolonej stalowo-betonowej w regionie zachodniopomorskim przedstawiono na rysunku 2. mosty oddawano do eksploatacji etapowo w latach 2002/2003. znak stali / cecha stali 0w37 / kx 015w / k37* 020w / k42 6.1.20 / k52 własności mechaniczne fu [mpa] 370÷450 370÷450 420÷400 520÷640 fy [mpa] 210 210 230 320÷360 a5 [%] 25 25 24 19÷23 * stale stosowane w mostach spawanych znak stali st1s st37s st3sx/st3s* st52* własności mechaniczne fu [mpa] 320÷400 370÷450 380÷470 520÷640 fy [mpa] 190 220 240 320÷360 a5 [%] 33 25 25÷27 19÷23 * stale stosowane w mostach spawanych inne stale stal zlewną o parametrach stali st37, k37, czy st3 wprowadzano już po pierwszej wojnie światowej. w niemczech stal węglową o zawartości węgla c = 0,25÷0,33% i wytrzymałości na rozciąganie 500÷550 mpa stosowano od 1911 r. stal tą określano wtedy jako wysokowęglową. w latach dwudziestych ubiegłego wieku pojawiła się w niemczech stal st43, a następnie kolej niemiecka rozpoczęła wprowadzanie stali st48 i stali krzemowej st si [8÷10]. pod koniec lat dwudziestych pojawiła się stal wysokiej wytrzymałości st52 w kilku odmianach w zależności od składu chemicznego. część obiektów zbudowanych z tych stali znajduje się obecnie w infrastrukturze polskich kolei. ocena i rozpoznanie tych stali jest jednak utrudnione, gdyż stosowano dość duży zakres składu chemicznego, a ich parametry nigdy nie były objęte niemieckimi normami (din), a wytycznymi kolei niemieckiej. stale zlewne lub zwykłe gatunku st37 w obiektach mostowych z reguły są spawalne. dla innych stali należy rozpoznać ich spawalność na podstawie składu chemicznego i sprawdzić parametry mechaniczne. stale gatunku st52 są spawalne w wersji wytwarzanej dopiero od 1938 r. wcześniejsze rodzaje tej stali, jak i stale krzemowe okazały się trudnospawalne w tamtym okresie i bardzo podatne na kruche pękanie po spawaniu. parametry wczesnych stali w mostach obiekty mostowe są obiektami o długim okresie eksploatacji i w ich stalach konstrukcyjnych zachodzą procesy starzenia materiału. parametry mechaniczne stali mostów 102 przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 literatura [1] bryła s.: most żelazny spawany elektrycznie na rzece słudwi pod łowiczem, spawanie i cięcie metali, nr 11, s. 186-194, 1929. [2] karśnicki w.: history of two welded bridges near łowicz, przegląd spawalnictwa, nr 10-11, 1976. [3] szelągowski f.: pierwszy most kolejowy w polsce z dźwigarami spawanymi, inżynier kolejowy, nr 11, s. 388-390, 1936. [4] voormann f.: the use of welding in civil engineering – condition of a technological innovation in the 1920s, proceedings of the third international congress on construction history, cottbus, may 2009. [5] bryła s.: początki żelaznych konstrukcji spawanych w niemczech, spawanie i cięcie metali, nr 7, s. 112-115, 1929. [6] wittfoht h.: building bridges. history. technology. construction, betonverlag, dusseldorf 1984. [7] leonhardt f.: reflections on 60 years of structural development, in structural engineering: history and development (ed. r.j.w. milne), s. 7-31, e & fn spon, london 1997. [8] czapliński k.: dawne wyroby ze stopów żelaza, dwe, wrocław 2009. [9] hołowaty j., wichtowski b.: properties of structural steel in early railway bridges, structural engineering international, vol. 23 (4), s. 512-518, 2013. [10] hołowaty j.: properties of high tensile steels in historical railway bridges, proceedings of the institution of civil engineers construction materials, ahead of print, s. 1-12, 2017, http://dx.doi.org/10.1680/jcoma.17.00012 [11] bryła s.: nowe przepisy obliczania konstrukcji stalowych, przegląd techniczny, tom lxxvi (25), s. 901-905, 1937. [12] pn/h-84021. stal do celów budowlanych i do konstrukcji stalowych. lipiec 1949 r. [13] pszenicki a.: mosty stalowe nitowane, wk, warszawa 1954. [14] pilarczyk j.: spawalność stali k 52, hutnik, 9-10, s. 321329, 1950. [15] pn-54/h-84021. stal do celów budowlanych i do konstrukcji stalowych. zestawienie i klasyfikacja. [16] pn-63/h-84021. stal dla budownictwa. gatunki. [17] pn-64/h-84023. stal węglowa o określonym przeznaczeniu i o szczególnych właściwościach. zestawienie gatunków. [18] kędzierski b.: postęp techniczny w mostownictwie, wkł, warszawa 1972. [19] szelągowski f.: mosty metalowe. część i, wkił, warszawa, 1966. [20] cholewo j., sznurowski m.: mosty kolejowe, wkił, warszawa 1970. [21] dexter r.j., fisher j.w.: fatigue and fracture, in: bridge engineering handbook, crc press, boca raton – washington, 2000. [22] hołowaty j., wichtowski b.: mała konstrukcja stalowego wiaduktu kolejowego i duży problem naprawczy, przegląd spawalnictwa, vol. 88 (5), s. 5-9, 2016. podsumowanie  pierwsze drogowe mosty spawane wykonano w polsce na przełomie lat dwudziestych i trzydziestych ubiegłego wieku stosując niskowęglowe stale zlewne. pomimo sceptycyzmu dotyczącego zastosowania spawania zbudowano także kilka mostów kolejowych. artykuł przedstawia stale konstrukcyjne stosowane w budowie mostów, zwłaszcza spawanych, rozwój tych gatunków stali i stawiane im wymagania. część najstarszych obiektów przetrwała okres wojenny i obecnie są przygotowywane do wykonania modernizacji. naprawom i modernizacji z zastosowaniem spawania podlegają także mosty nitowane wykonane z różnych gatunków stali zlewnej. część obiektów zbudowano ze stali stosowanych przez kolej niemiecką. są wśród nich stale uznawane za niespawalne. rozpoznanie tych gatunków stali w istniejących mostach jest bardzo istotne dla prawidłowego zaplanowania zakresu prac modernizacyjnych. ocena aktualnych parametrów stali konstrukcyjnych oraz współczesne technologie spawania i materiały spawalnicze umożliwiają prawidłowy dobór metod naprawy lub wzmocnienia z udziałem spawania. historycznych są dość zróżnicowane. standardowo sprawdza się udarność stali metodą charpy’ego. część parametrów stali ulega zmianie, co szczególnie jest widoczne w zmniejszeniu udarności. porównanie pracy łamania względem temperatury kv(t) współczesnej stali konstrukcyjnej o granicy plastyczności fy = 350 mpa stosowanej do budowy mostów spawanych [21] i stali zlewnej wiaduktu kolejowego zbudowanego w 1907 r. przedstawiono na rysunku 3. badania wykonano dla czterech elementów przęsła blachownicowego wiaduktu: s – środnik dźwigara głównego, p – poprzecznica, m – podłużnica i k – kątownika stężenia [22]. o ile w konstrukcjach spawanych obawy co do spawalności stali są nieuzasadnione, to problemem może być jakość wykonanych złączy spawanych. w konstrukcjach nitowanych możliwość naprawy lub wzmocnienia z zastosowaniem spawania powinna być zweryfikowana po sprawdzeniu składu chemicznego stali, jej parametrów mechanicznych i przewidywanych oddziaływaniach w złączach spawanych [8]. w wyniku zastosowania spawania w mostach historycznych może wystąpić wzrost kruchości materiału co jest zjawiskiem szczególnie niebezpiecznym. rys. 3. zależność między pracą łamania kv a temperaturą dla współczesnej stali fy = 350 mpa i stali zlewnej z elementów wiaduktu kolejowego fig. 3. relation between impact energy kv and temperature for a contemporary steel fy = 350 mpa and mild steel from the railway viaduct members tablica v. gatunki stali i parametry mechaniczne – 1963/1964 r. table v. steel grades and mechanical properties – 1963/1964 znak stali st3sx st3sy/st3s st3m* 18g2 18g2a* własności mechaniczne fu [mpa] 380÷470 380÷470 380÷470 520÷640 520÷640 fy [mpa] 220÷240 230÷240 220÷240 320÷360 320÷360 a5 [%] 25÷27 25÷27 25 19÷22 19÷22 * stale stosowane w mostach spawanych nr 9 2014 lr.pdf 65przegląd spawalnictwa 9/2014 zbigniew mirski kazimierz banyś zbigniew fałek tomasz wojdat technologia naprawy wysięgnika ładowarko-koparki przy wspomaganiu mes the repair technology of digger-excavator boom  made with the support of fem wstęp w wyniku wieloletniej eksploatacji spawanych ustrojów nośnych dźwignic, w których głównymi elementami nośnymi są blachownice, dźwigary blachownicowe i skrzynkowe, następuje w różnym nasileniu proces zmęczenia materiału konstrukcji. zmęczenie może objawiać się trwałymi odkształceniami przekrojów dźwigarów oraz również lokalnymi pęknięciami zmęczeniowymi pasów i środników. pęknięcia zmniejszają czynny przekrój tych elementów aż do wyczerpania się zapasu wytrzymałości i w efekcie dochodzi do zniszczenia abstract the paper presents in a synthetic way the problems connected with the preparation and welding technology in the repair of lifting equipment superstructures. for example, repairing the boom digger-excavator illustrate the effect of the method of repair superstructure of its service life. it has been shown that the repairs done improperly, without compliance with the principles set out in the relevant standard is only a temporary solution, which solves the problem for a short period of time after which another repair is required. develop appropriate technology repair, providing the required service life of the superstructure, made with the support of numerical simulation fem. keywords: repairing, fem, service life streszczenie opracowanie przedstawia w sposób syntetyczny problematykę związaną z przygotowaniem i technologią spawania w naprawie ustrojów nośnych urządzeń dźwigowych. na przykładzie naprawy wysięgnika ładowarko-koparki zilustrowano wpływ zastosowanej metody naprawczej ustroju nośnego na jego trwałość eksploatacyjną. wykazano, że przeprowadzenie naprawy w sposób niewłaściwy, bez przestrzegania zasad ujętych w odpowiednich normach, stanowi jedynie działanie doraźne, które rozwiązuje problem na krótki okres czasu, po którym wymagana jest kolejna naprawa. opracowania odpowiedniej technologii naprawczej, zapewniającej wymaganą trwałość eksploatacyjną ustroju nośnego, dokonano przy wsparciu metodą symulacji numerycznej mes. słowa kluczowe: mes, naprawa, trwałość eksploatacyjna ustroju nośnego. pociąga to za sobą konieczność wyłączenia maszyny z dalszej eksploatacji i poddania jej procesowi naprawczemu. w praktyce spotyka się wykonywanie napraw ustrojów nośnych dźwignic bez należytego przygotowania procesu spawalniczego. w efekcie po kilku a najwyżej kilkunastu miesiącach eksploatacji problem naprawy powraca. systemowe rozwiązanie technologii naprawy ustrojów nośnych ma duże znaczenie, gdyż poprawnie wykonana naprawa, praktycznie w 100% przywraca pierwotną funkcję maszyny. prof. dr hab. inż. zbigniew mirski; dr inż. tomasz wojdat – politechnika wrocławska; prof. dr inż. kazimierz banyś – przedsiębiorstwo badawczo-wdrożeniowe, wrocław; mgr inż. zbigniew fałek – biuro projektowo-badawcze mifaprojekt oława. autor korespondencyjny/corresponding author: zbigniew.mirski@pwr.edu.pl 66 przegląd spawalnictwa 9/2014 wysięgnik ładowarko-koparki, charakter pracy, wymagania ładowarko-koparki zaliczane są do maszyn roboczych ciężkich. wyposaża się je najczęściej w wymienny osprzęt do przenoszenia ładunków i do kopania. te dwa układy robocze oraz możliwość zastosowania w każdym z nich dodatkowego osprzętu wymiennego powodują, że są to maszyny o bardzo wszechstronnym zastosowaniu. pracują one w cyklu przerywanym, tzn. pomiędzy kolejnymi etapami pracy osprzętu roboczego, występują etapy pomocnicze, takie jak np. przeniesienie urobku, jego opróżnienie i powrót do pozycji pracy. czynności robocze ładowarko-koparek realizowane są za pomocą wysięgników napędzanych hydraulicznie. wysięgniki projektuje się tak, aby miały małą masę a jednocześnie dużą wytrzymałość zmęczeniową. ze względu na charakter pracy należą one do ustrojów nośnych w których najczęściej występuje zmęczenie materiałów nieobrobionych cieplnie. proces ten objawia się lokalnymi pęknięciami pasów i środników lub złamaniem wysięgnika. materiał wysięgnika i jego spawalność elementy składowe ustrojów nośnych wysięgników są wykonane najczęściej ze stali o podwyższonej wytrzymałości. są to stale niestopowe, węglowo-manganowe (rm > 510 mpa). charakteryzują się one strukturą ferrytyczno-perlityczną ze zwiększoną zawartością perlitu. polepszenie właściwości mechanicznych (wytrzymałości, plastyczności i udarności) tych stali następuje w wyniku umocnienia roztworu stałego poprzez oddziaływanie mn i si oraz rozdrobnienie ziaren w strukturze stali. najczęściej stosowanym gatunkiem materiału na ustroje nośne koparko-ładowarek jest stal s355k2g3 (wg pn-en 10025-1:2007) o składzie chemicznym (dla g ≤ 40 mm) w % wag.: c < 0,2; mn ≤ 1,60; si ≤ 0,55; p ≤ 0,035; s = 0,035; reszta fe [7]. równoważnik węgla ce, dla maksymalnych wartości poszczególnych składników, wynosi ok. 0,46%. naprawiany wysięgnik ładowarko-koparki wykonany był ze stali st52-3 wg din 17100. w zależności od warunków spawania, właściwości mechaniczne i technologiczne w swc, ulegają znacznym zmianom w porównaniu z analogicznymi właściwościami materiału podstawowego. w wyniku cieplnego cyklu spawania oraz szybkiego chłodzenia spoiny i sąsiedniego obszaru w zakresie temperatury przemian austenitu, powstają struktury hartownicze z udziałem martenzytu. zjawisko to sprzyja pojawianiu się pęknięć zimnych i kruchych struktur w tym obszarze [1]. ograniczenie przemian strukturalnych w spoinie i jej sąsiedztwie osiąga się najczęściej poprzez zastosowanie odpowiedniej technologii spawania, a mianowicie [1]: – podgrzewanie wstępne strefy złącza, szczególnie w obniżonej temperaturze spawania, – wykonywanie spoin dużą energią liniową łuku, – spawanie prostym cyklem spawalniczym. dla wyrobów charakteryzujących się niewielką grubością i dużą swobodą ruchów dylatacyjnych w czasie spawania, można zrezygnować z podgrzewania wstępnego i zastąpić je odpowiednio zwiększoną energią liniową łuku. twardość złączy spawanych nieobrobionych cieplnie nie powinna przekraczać wartości 380 hv 10 [2]. naprawa niepoprawna, popełnione błędy w skrzynce wysięgnika ładowarko-koparki (liebherr 932) uwidoczniło się pęknięcie pasa górnego i przyległej strefy środnika. grubość tych elementów wynosiła odpowiednio 12 i 10 mm. aby zahamować dalsze rozprzestrzenianie się pęknięcia, istniejące uszkodzenie zaspawano od zewnątrz (bez odpowiedniego przygotowania technologicznego) a następnie wzmocniono nakładką z blachy o grubości 10 mm. blachę połączono z pasem wysięgnika, obwodową spoiną pachwinową o grubości a = 6÷7 mm. złącze wykonano technologią ręcznego spawania elektrodami otulonymi, stosując elektrody rutylowe typu er1 46. po kilku miesiącach eksploatacji wysięgnik ładowarko-koparki uległ ponownej awarii, lecz tym razem nastąpiło złamanie w miejscu wykonywanej naprawy – w całości pozostał tylko odkształcony pas dolny (rys. 1). złamanie wysięgnika nastąpiło w wyniku naprawy w sposób niewłaściwy, bez uwzględnienia wymagań pn-m/06515:1979 [6] oraz z zaniechaniem podstawowych zasad wykonywania tego typu czynności naprawczych. główne przyczyny złamania wysięgnika po naprawie to: – nie zdemontowanie wysięgnika z ładowarko-koparki w celu jego odpowiedniego przygotowania i dokonania naprawy w pozycjach niewymuszonych, – nie oczyszczenie strefy złącza z korozji, zanieczyszczeń i pokryć ochronnych (na skorodowanej powierzchni po usunięciu nakładki znajdują się również resztki przepalonej farby rys. 1b), – brak wycięcia fragmentu pasa górnego o długości min. 80 mm, z każdej strony złamania (w celu wyeliminowania krzyżowania się spoin po naprawie środnika i pasa górnego), – brak ukosowania pasów wysięgnika w strefie pęknięcia, – nie zastosowanie podkładki do wykonania pełnego przetopu spoiny jednostronnej, – nie wykonanie naprawy pękniętego środnika, – zastosowanie nakładki ze stali o nieokreślonym gatunku. 67przegląd spawalnictwa 9/2014 naprawa kolejna, rozwiązanie konstrukcyjne, technologia spawania złamany wysięgnik poddano ponownej naprawie, lecz na podstawie opracowanego procesu technologicznego i wps. spawanie przeprowadzono metodą mag w osłonie mieszanki gazowej m21 (82% ar, 18% co2). jako spoiwa użyto drutu spg4s o średnicy 1,2 mm. technologia naprawy obejmowała następujące zalecenia: 1) wycięcie obustronnie fragmentu pasa górnego o wymiarze min. 80 mm wg rysunku 2. 2) oczyszczenie obustronnie strefy złącza na szerokość min. 20 mm. 3) ukosowanie środników. 4) ukosowanie pasów górnych. 5) doprowadzenie kształtu i położenia złamanego wysięgnika do stanu pierwotnego, za pomocą ściągacza wg rysunku 3. 6) podgrzanie osuszające strefy złącza do temperatury 50 ºc. 7) wykonanie połączenia spawanego środników wysięgnika wg rysunku 3. 8) usunięcie ściągacza. 9) zeszlifowanie na płasko spoin technologicznych po usunięciu ściągacza. 10) wykonanie rowków w graniach spoin środników (wycięcie spoin graniowych). 11) podpawanie wyciętych rowków grani. 12) przyspawanie spoinami sczepnymi podkładek ze stali s235j2g3 o wymiarach 20x3 mm, wg rysunku 4. 13) wykonanie wstawki ze stali s355k2g3 o grubości 12 mm i szerokości równej szerokości wysięgnika w miejscu brakującego fragmentu pasa. 14) wykonanie ukosowania wstawki. 15) przyspawanie wstawki spoinami sczepnymi (rys. 5). 16) przyspawanie punktowymi spoinami sczepnymi płytek dobiegowo-wybiegowych wymiary płytek: 12x40x40 mm (rys. 5). 17) wykonanie połączenia spawanego wstawki (rys. 5). 18) odcięcie płytek dobiegowo-wybiegowych, oznakowanie stemplem identyfikacyjnym spawacza i przekazanie do dyspozycji kj (kontroli jakości). 19) oszlifowanie na płasko miejsc po odcięciu płytek rys. 2. wycięcie fragmentów pasa górnego fig. 2. cut-out portions of the upper belt rys. 3. ustalenie pierwotnego kształtu złamanego wysięgnika za pomocą ściągacza fig. 3. fixing the original shape of a broken boom using a puller dobiegowo-wybiegowych. 20) oznakowanie połączeń spawanych stemplem identyfikacyjnym spawacza. uwaga: na zastosowane elementy naprawcze i technologiczne wymagane są atesty materiałowe. rys. 4. przyspawanie podkładek fig. 4. welding washers rys. 5. przyspawanie wstawki z płytkami dobiegowo-wybiegowymi fig. 5. welding inserts with run-on and run-off plates rys. 1. złamany wysięgnik ładowarko-koparki liebherr 932: widok ogólny wysięgnika (a) i szczegół strefy złamania (b) fig. 1. broken boom digger-excavators liebherr 932: general view of the boom (a) and detail of the fracture zone (b) podkładki płytki dobiegowo-wybiegowe wstawka spoina 68 przegląd spawalnictwa 9/2014 rys. 8. zagęszczenie siatki wszystkich połączeń do analizy mes fig. 8. the density of the mesh all joints to be analyzed by fem po przyłożeniu siły symulacyjnej, rozkład naprężeń zredukowanych w modelu połączenia nakładkowego, przedstawiono na rysunku 9a. wielkość naprężeń w pasach i nakładce jest mniejsza od wartości przyjętych w założeniach. natomiast naprężenia powstałe w spoinie zespalającej pas górny w miejscu pęknięcia, przekraczają wytrzymałość na rozciąganie zastosowanego materiału (rys. 8b). tak duża koncentracja naprężeń w spoinie jest spowodowana nieodpowiednim przekrojem poprzecznym złącza oraz karbem stanowiącym brak pełnego przetopu w strefie pęknięcia. odbiór po naprawie i badaniach zadaniem kontroli jakości wysięgnika po naprawie było udokumentowanie zarówno samego procesu kontroli, jak też jego wyników. odbiór jakościowy wysięgnika wykonano na podstawie norm: 1) pn-en iso 5817:2009 [3] – badania wizualne vt (ang. visual test) w celu sklasyfikowania poziomu jakości połączeń spawanych wymagany poziom jakości c. 2) pn-en 1043-1:2000 [5] – pomiar twardości hv 10 w złączach płytek dobiegowo-wybiegowych, max. dopuszczalna twardość 380 hv 10. wartość dopuszczalna nie została przekroczona. 3) pn-en iso 13920:2000 [4] – pomiary wymiarów liniowych i kątów oraz kształtów geometrycznych i położenia wysięgnika po naprawie – wymagane tolerancje wykonania: – wymiary liniowe i kąty wg klasy b, – prostoliniowość, płaskość i równoległość wg klasy f. odbiór jakościowy wysięgnika po naprawie potwierdzono stemplem identyfikacyjnym kj. po odbiorze jakościowym wysięgnik pomalowano w kolorze ładowarko-koparki. na rysunku 6 przedstawiono ten sam wysięgnik po ponownej naprawie. ładowarko-koparka pracowała z tym wysięgnikiem bezawaryjnie przez kolejne 5 lat, tj. do czasu wycofania jej z eksploatacji. w okresie eksploatacji nie stwierdzono objawów zmęczenia wysięgnika w obszarze wykonanej naprawy. rozkład naprężeń, odkształceń i współczynnika bezpieczeństwa na podstawie modelowania mes w celu zobrazowania zachowania się wysięgnika podczas pracy po naprawie, dokonano symulacji numerycznej mes (metoda elementów skończonych), na modelach odpowiadających pierwszej i drugiej metodzie naprawczej, z pominięciem połączeń spawanych pasa ze środnikami (rys. 7). rys. 6. wysięgnik po naprawie fig. 6. boom after repair parametry modeli: – wymiary pasa – 200x100x12 mm, – wymiary nakładki – 100x100x10 mm, – gatunek materiału pasa i nakładki – stal s355j2g3, – grubość obliczeniowa spoiny pachwinowej a=6 mm, – grubość obliczeniowa spoiny czołowej – 12 mm, – obciążenie symulacyjne – 140 kn. szerokości pasów modeli i obciążenia dobrano tak, aby pod statycznym obciążeniem symulacyjnym, współczynnik bezpieczeństwa w spoinie czołowej wynosił ok. 2. ponadto w założeniach przyjęto, że właściwości mechaniczne spoiny i strefy wpływu ciepła odpowiadają analogicznym właściwościom materiału rodzimego. modele poddano badaniom numerycznym, przy użyciu programu autodesk inwentor professional 2013, pod obciążeniem statycznym, symulującym siłę rozciągającą f = 140 kn, przy zagęszczeniu siatki przedstawionej na rysunku 8. wyniki badań przedstawiono na rysunkach 9÷13. rys. 7. modele połączeń do analizy metodą mes: model z połączeniem nakładkowym – naprawa niepoprawna (a), model z połączeniem doczołowym – naprawa poprawna (b) fig. 7. models of joints for analysis by fem: a model with a overlay joint – incorect repair (a) a model with a butt joint correct repair (b) a) b) 69przegląd spawalnictwa 9/2014 zjawisko to wynika z faktu, że naprężenia nie rozłożyły się równomiernie w złączu i nakładce. naprężenia rozciągające w nakładce (porównywalne z naprężeniami występującymi w pasach – rys. 9a), spowodowały jedynie jej odkształcenie w zakresie naprężeń sprężystych. z analizy tego zjawiska wynika, że: – do czasu gdy spoina zespalająca pęknięcie pasa rys. 9. rozkład naprężeń zredukowanych w modelu połączenia nakładkowego: widok perspektywiczny z góry (a), umiejscowienie maks. naprężeń (b) fig. 9. reduced stress distribution in the model of overlay joint: a top perspective view (a), the location of maximum stress (b) górnego przenosi obciążenia, zastosowana na niej nakładka nie spełnia oczekiwanego zadania – rozkład naprężeń w spoinach zespalających pęknięcie i mocujących nakładkę nie jest równomierny (rys. 9b), – ze względu na wielkość naprężeń, dopiero utrata spójności złącza w miejscu pękniętego pasa spowodowała, że nakładka przejęła funkcję dźwigara (rys. 10). rys. 10. rozkład naprężeń zredukowanych w modelu połączenia nakładkowego po utracie spójności w spoinie eliminującej pęknięcie pasa górnego: widok perspektywiczny z góry (a), widok z boku (b) fig. 10. reduced stress distribution in the model overlay joint after the loss of coherence in the weld crack eliminate the upper belt: a perspective view from the top (a), side view (b) po rozerwaniu spoiny zespalającej pęknięcie pasa górnego, naprężenia w pasie pozostały na stałym poziomie, natomiast na powierzchniach nakładki wystąpiło odkształcenie plastyczne (zginanie – strefa środkowa nakładki nie uległa odkształceniu plastycznemu), a w spoinach montażowych naprężenia ścinające przekroczyły wytrzymałość materiału, co w efekcie również doprowadziło do jego rozerwania. obciążony model połączenia nakładkowego, ulega także znacznej deformacji w wyniku asymetrycznego rozłożenia naprężeń, co również wpływa niekorzystnie na funkcję wykonanego złącza – deformacja sprzyja odrywaniu spoin montażowych nakładki od pasa (rys. 11). w warunkach rzeczywistych deformację eliminuje spoina łącząca pas górny ze środnikiem. rys. 11. rozkład przemieszczeń w modelu połączenia nakładkowego pod obciążeniem krytycznym, po utracie spójności w spoinie eliminującej pęknięcie pasa górnego: widok perspektywiczny z góry (a), widok z boku (b) fig. 11. the distribution of displacements in the model of overlay joint on critical load, the loss of coherence in the weld eliminates broken belt top: top perspective view of (a), side view (b) a) b)a) b) a) b) typ: naprężenie zredukowane jednostka: mpa typ: naprężenie zredukowane jednostka: mpa typ: przemieszczenie jednostka: mm 520 416,3 312,6 208,9 105,1 1,4 min 520 416,7 313,4 210,1 106,9 3,6 min 7,42 5,949 4,478 3,008 1,537 0,066 70 przegląd spawalnictwa 9/2014 rys. 12. rozkład naprężeń zredukowanych w modelu z połączenia doczołowego: widok od strony lica (a), szczegół widoku od strony grani (b) fig. 12. reduced stress distribution in the model of butt joint: a view from the side face (s), detail view of the side of the root (b) na rysunku 12 przedstawiono rozkład naprężeń w modelu połączenia doczołowego. wygenerowany obraz modelu przedstawia stan, jakiego oczekuje się od poprawnie zaprojektowanego i wykonanego złącza. świadczą o tym m.in.: – równomierny rozkład naprężeń rozciągających, – brak naprężeń ścinających, – minimalna koncentracja naprężeń w strefach przejścia lica spoiny w materiał rodzimy, – nieodkształcony model, – naprężenia maks. nie przekraczają naprężeń dopuszczalnych, – minimalny współczynnik bezpieczeństwa oscyluje w granicach wartości przyjętej w założeniach wstępnych. rozkład wartości współczynnika bezpieczeństwa przedstawiono na rysunku 13. jego minimalną wartość wynoszącą 1,98 zanotowano przy przejściu lica spoiny w materiał rodzimy (rys. 13b). dlatego też przy opracowywaniu technologii spawania, tak wielką wagę przywiązuje się do zabiegów technologicznych przy wykonywaniu tego typu złącza. pozytywne wyniki badań modelu z połączeniem spawanym doczołowo należy traktować tylko poglądowo. wg założeń wstępnych, nie uwzględniają one bowiem rzeczywistych właściwości mechanicznych złącza. ciepło spawania powoduje przemiany w swc i samej spoinie. zmianie ulegają zarówno skład fazowy jak i parametry morfologiczne tych stref. przemiany te wpływają na zmniejszenie właściwości mechanicznych złącza. również niezgodności spawalnicze nie pozostają bez wpływu na te właściwości. po dokonaniu przeliczeń, zredukowany współczynnik bezpieczeństwa w złączu (w spoinie i strefie wpływu ciepła) podczas rozciągania przyjmie wartość 1,58. uzyskane wyniki badań po dokonaniu przeliczeń, również potwierdzają poprawność zastosowanej technologii naprawy. rys. 13. rozkład współczynnika bezpieczeństwa w modelu połączenia doczołowego: widok od strony lica (a), przekrój poprzeczny połączenia (b) fig. 13. the safety factor distribution in the model of butt joint: a view from the side face (a), the cross-section of joint (b) b) b) a) a) typ: naprężenie zredukowane jednostka: mpa typ: współczynnik bezpieczeństwa jednostka: 179,4 maks 143,6 107,7 71,9 36 0,1 min 15 maks 12 9 6 1,98 min 0 71przegląd spawalnictwa 9/2014 wnioski przedstawione wyniki badań pozwalają na sformułowanie następujących wniosków: 1. błędny dobór technologii naprawy ustrojów nośnych prowadzi w efekcie do wystąpienia w nich ponownych pęknięć a w skrajnych przypadkach do niebezpiecznych dla otoczenia awarii. 2. naprężenia w ustrojach nośnych wywołane siłami roboczymi, nie rozkładają się proporcjonalnie na złącze pękniętego pasa i nakładkę. 3. wykonane badania numeryczne (chociaż tylko o charakterze poglądowym) dyskwalifikują technologię naprawy ustrojów nośnych poprzez zastosowanie nakładek w miejscu występowania pęknięć. 4. poprawnie wykonana naprawa ustrojów nośnych ze złączami doczołowymi, w 100% przywraca ich pierwotną funkcję. literatura [1] pilarczyk j. (red): poradnik inżyniera. spawalnictwo, tom 1 i 2, wnt warszawa 2003, 2005. [2] www.e-spawalnik.pl. [3] pn-en iso 5817:2009 – spawanie. złącza spawane ze stali, niklu, tytanu i ich stopów (z wyjątkiem spawanych wiązką). poziomy jakości według niezgodności spawalniczych. [4] pn-en iso 13920:2000 – tolerancje ogólne dotyczące konstrukcji spawanych. wymiary liniowe i kąty. kształt i położenie. [5] pn-en 1043-1:2000 – spawalnictwo. badania niszczące metalowych złączy spawanych. próba twardości. próba twardości złączy spawanych łukowo. [6] pn-m-06515:1979 – dźwignice. ogólne zasady projektowania stalowych ustrojów nośnych. [7] pn-en 10025-1:2007 – wyroby walcowane na gorąco ze stali konstrukcyjnych – część 1: ogólne warunki techniczne dostawy. imię i nazwisko kontakt do osoby zamawiającej: adres nip zamawiam książkę: próba łamania łączy spawanych atlas przełomów w redakcji przegląd spawalnictwa w liczbie .... egz. cena 1 egzemplarza książki: próba łamania złączy spawanych atlas przełomów wynosi: 60 zł (w tym 5% vat) w celu zamówienia książki w redakcji należy wypełnić formularz zamieszczony obok i przesłać go w formie faksu, skanu lub listu na adres: redakcja – przegląd spawalnictwa aw simp ul. świętokrzyska 14a, 00-050 warszawa tel.: 22 827 25 42, faks: 22 336 14 79 e-mail: pspaw@ps.pl wpłaty należy dokonać na rachunek bankowy: bank bph s.a. oddział w warszawie 45 1060 0076 0000 3200 0043 1836 _________________________________podpis firma próba łamania złączy spawanych atlas przełomów jacek słania krzysztof janiszewski oświadczam, że jestem podatnikiem vat i upoważniam firmę do wystawienia faktury bez podpisu ps 9 2016 www.pdf 79przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 achievements in automation  of heat exchangers brazing osiągnięcia w automatyzacji procesów lutowania twardego wymienników ciepła prof. igor pashkov – pbsu, moscow, russia. autor korespondencyjny/corresponding author: paikaspp@gmail.com streszczenie jeden z najistotniejszych problemów spajania dotyczy lutowania twardego płyty sitowej w dużych miedzianych wymiennikach ciepła. zazwyczaj tego typu elementy łączy się metodą lutowania twardego płomieniowego przy zastosowaniu palnika gazowego. w celu rozwiązania różnorakich problemów wprowadzono nowy sposób aplikowania spoiwa, jednocześnie z automatyzacją procesów dozowania topnika, transportu, wypełniania lutem i nagrzewania. stworzenie nagrzewania gradientowego pozwoliło osiągnąć równomierne nagrzewanie i wypełnianie szerokich szczelin. automatyzacja lutowania wymienników ciepła pozwoliła zwiększyć czterokrotnie wydajność procesu. słowa kluczowe: lutowanie twarde płomieniowe; automatyzacja procesu, miedź; stopy miedzi abstract one of the most difficult problems is brazing of tube plate of large copper heat exchangers. ordinarily the manual brazing with power flame torch is used. problem solving included new filler metal form application simultaneously with full automation of fluxing, transporting, brazing metal filling and heating processes. wide gap filling and equal heating were achieved by heat gradient creation during brazing. automation of heat exchangers allowed increasing of efficiency up to 4 times. keywords: flame brazing; process automation; copper, copper alloys introduction the large-dimensioned heat exchanger high-temperature brazing automation awakes a great interest within the modern engineering industry. in particular, concerning the diesel locomotive radiators. large dimension of articles, big mass and thermal capacity and the large quantity of joint elements make the automation process to be a formidable task. the brazing processes automation presumes the heat exchanger producer’s striving towards rising the componentry manufacture accuracy and the assemblage accuracy of an article, prior to brazing. in this work, the solution of a problem of the diesel locomotive copper radiator tube plate brazing by means of flame torch brazing by copper-phosphoric brazing metal is presented. joint design technological solutions search at present time at russian factories, the diesel locomotive radiator tube plate is brazed manually by means of the powerful flame torch. brazing metal is entered manually in the form of bars 10 mm, or the ring-embedded elements are applied. structure feature consists in that, that tubes are fabricated of the copper alloy tombac. the tube plate represents a copper box with punched or stamped holes of oval form. the amount of holes may reach up to 68 pieces (fig. 1). the coupling form of tubes and holes has variable configuration at different manufacturers. large quantity of joint elements results in irregular gaps, since the attempts to diminish a gap lead to the assemblage complication. the assembled radiator section length makes more than 1.2 m. in our case, the joint represents coupling of the tube flat surface with the curved hole of the tube plate (fig. 2), characterized by a variable gap. the most problems appear with the heating-up efficiency, as far as the brazing of already assembled heat exchanger is carried out, when thin copper fins are placed on the tube. it increases the heat transfer into article volume and results in time increase, while heating-up to the brazing temperature. application of torches with local heat requires high skill from operator, which consists, on the one hand, in the ability to heat up brazing zone intensively, and on the othigor pashkov przeglad welding technology review 80 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 fig. 1. locomotive radiator section for brazing rys. 1. obszar chłodnicy lokomotywy przeznaczony do lutowania twardego er hand, not to burn through the protruding ends of tubes, which thickness may be 0.3-0.4 mm. at that, brazing metal is always entered from the heated side. its placement on not enough heated surface leads to balls formation, oxidizing and burning-out of phosphorus. for good wetting of copperzinc alloy tubes, the brazing process provides for the borate flux usage. thus, for the solution search of tube plate brazing process automation, it is necessary to solve the following problems simultaneously: – effective and uniform heating; – flux applying on joint surfaces; – brazing metal dosing and its feeding towards the brazed joint formation zone; – tubes and exchanger elements burning-out prevention. as it has been described in article [1] already, one of the successful solutions for tube plates brazing may be the usage of brazing powders, which are applied on a tube plate surface uniformly before brazing. at that, the powder should not be too fine, in order not to be flown away by the burner flame stream, and should not be too coarse, since the uniformity of its laying and dosing becomes more complicated. fig. 2. scheme of joints: 1-tube plate; 2-oval tombac tubes; 3-brazing metal; 4-copper fins rys. 2. schemat złączy lutowanych: 1 – płyta sitowa, 2 – owalna rura ze stopu tombak, 3 – spoiwo z lutu twardego, 4 – żebra miedziane the best solution of choosing of brazing alloy was achieved with cu-6p-4sn composition [2,3], which had rather wide melting interval (680-810°c). it provided good gap filling and avoided metal leaking in the bottom part of tube plate through wide gaps. considering the heating-up intensity and productivity of process, the heating by means of linear natural gas – oxygen torch has been chosen. the flame width should overlap all protruding tubes completely. under such a method, the tube plate heating occurs more uniformly. varying speed and distance between the torch and the tube plate, it is possible to achieve practically the uniform heating of the whole surface. the problem was only in retention of brazing powder under the flame jet. flux and its laying method should play the key role in this problem solution. fluxing prior to brazing brazing powder dosing taking into consideration, that the gap between the tube surface and the copper plate may reach 0.5-1 mm locally (especially while using the hole punching technology), it is necessary to exclude the pouring of brazing powder with average size particles of 150 microns through the noted gap. if preliminary all surface with tubes is moistened by flux solution with foaming agent, then the forming foam will prevent the powder pouring, the high wettability of powder particles solution forms the cohesion between the particles quickly, that accelerates sintering and formation of a continuous coverage of brazing powder on the tube plate surface. therefore, the problem solving was found via the application of borate flux aqueous solution with surface-active substance additives for foaming. flux solution was sprayed by means of 4 spraying nozzles to coat all junction places within 150х200 mm square. peculiarities of heating  with linear flame torch as it was noted above already, linear natural gas-oxygen torch had been used for heating the tube plate with tube leads. for the correct thermal condition, it is important to choose the torch distance and the algorithm of its movement along the tube plate. the matter is, that while flame torch moving, it is necessary to reach such a regime, that the powder should melt, and the brazing metal spreading upon tubes should occur directly under the torch flame. it is also necessary to consider, that brazing alloy overheating leads to its permeation into gaps between the tube and the plate, and its amount diminishes on the tube plate. it may result in brazing metal shortage and the article overheating. for the passage of brazing alloy through gaps prevention, the air blow-through of heat exchanger has been proposed with the flow velocity control in the direction opposite to the flame torch moving (fig. 3). thus, forming the considerable temperature gradient along the tube plate section, it is possible to achieve good brazing of the tube with plate junction and to minimize the brazing metal pass through gaps. at that, it is necessary to keep in mind, that as soon as brazing melt fills gaps between the tube and the plate, the heat dissipation while purging increases immediately, protecting the article from overheating and tubes burn-out. it is necessary only to coordinate the air flow velocities while purging with the speed of torch moving, that along the torch line the brazing melt 81przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 fig. 3. scheme of tube plate brazing with flame torch moving and air purging rys.  3. schemat lutowania twardego płyty sitowia z kierunkiem przemieszczania palnika gazowego i powietrza temperature was uniform along the whole article width. the purging system of heat exchanger may be used also for its subsequent cooling after brazing for the copper fins surface oxidability decrease. brazing process automation basic results the brazing post consists of two independent step-motion conveying systems, used for cartridges moving, in which the heat exchangers are placed. cartridges serve for the fixing accuracy provision of the tube plate under the actuating mechanism for flux applying, powder dosing and brazing. on the first conveyor, there are loading post, fluxing post, brazing powder dosing post. on the second conveyor, there are the brazing post and the article subsequent cooling post. moving of cartridges between conveyors is implemented by means of pneumatic sliders (fig. 4). simultaneously, the loading post is the brazed section unloading place, as well. fig. 4. scheme of equipment for radiator sections brazing rys. 4. schemat wyposażenia do lutowania twardego elementów chłodnicy automatic plant operation is carried out as follows. operator installs the article in the cartridge and pushes “start” button. conveyor moves the article to the fluxing position. after installation of the second article and “start” button pressing, the first article moves to the brazing powder dosing post, at this time the second article is fixed at the fluxing post. after the third article installation, the first one is displaced by slider on the second conveyor, at the brazing post and after fixation, the heating starts. at this time, using the conveyor independence, operator fixes the next article. the second article is also displaced on the second conveyor before the brazing post. thus, the limiting time is the brazing time, which makes 2-2.5 minutes, that is several times less, than the brazing time while manual heating. joints quality and structure adjusting speed of torch moving, a distance between tube plate and torch, using of foaming borate flux good spreading and joint creation has been achieved. because of uniform distribution of powder brazing alloy and its equal melting along torch flame good filets forming without porosity and voids has been reached (fig. 5a). microstructure research (fig. 5b) revealed dense joint structure without any appreciable thin tube surface dissolution by the melt. it was due to cooling with air blowing below the tube plate when the brazing process was carried out. fig.  5. brazed joint of good quality: a) an uniform distribution of powder brazing alloy, resulted in joint without porosity and voids, b) microstructure of joint without surface dissolution by the melt rys. 5. połączenie lutowane o dobrej jakości: a) równomierne rozmieszczenie lutu, umożliwiające uzyskanie złącza bez porowatości i pustek, b) mikrostruktura połączenia bez niezgodności i nadtopień a) b) 82 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 conclusion 1. automation of large-size heat exchangers (diesel locomotive heat exchangers) brazing is possible, while using the brazing powder and the linear flame torch heating. 2. for the exclusion of brazing melt leakage after its melting and saving it in gaps, and also the reduction of thermal exposure on radiator and tubes, it is necessary to implement the blow of heat exchanger in the direction, opposite to the torch movement. 3. borate flux solution with the foaming agent application has allowed retaining brazing metal in the powder form on the article surface, while the torch approach and its moving along the article. 4. automation of brazing the tube plate with radiator tubes has allowed increasing the process productivity several times. acknowledgment the author gratefully acknowledges the design and technical support of i . baranov from “technologies of engineering” . literature [1] i.n. pashkov, a.i. pashkov, i.a. ahmetzianova: using of cu-p based powders for large area brazing joints. brazing, high temperature brazing and diffusion welding, 9-th int.conf., aachen, 19-21 june 2010. [2] i. pashkov, a. shapiro, i. ilina: properties and applications of cu-based silver free brazing filler metals made by rapid solidification technique. proceeding of the 3rd international brazing and soldering conference, san-antonio, apr. 24-26, 2006, p. 157-166. [3] i. pashkov, s. shokin: the experience in development, producing and using of copper-based brazing alloys. 1 int. conf. postep w technologiach lutowania, wrocław 27-29.09.2004. przegląd spawalnictwa, 8-9/2004, p. 39-42. 201210_pspaw.pdf 58 przegląd spawalnictwa 10/2012 lesław sozański wybrane normy badań magnetyczno-proszkowych złączy spawanych welded joints magnetic-particle inspection standards  dr inż. lesław sozański – politechnika wrocławska. streszczenie normy, wyznaczające warunki badań magnetyczno-proszkowych, obejmują bardzo szeroki zakres zagadnień. omówiono istotne grupy norm, określające postępowanie podczas badań magnetyczno-proszkowych złączy spawanych. analiza uzyskanych wskazań defektogramów proszkowych, przeprowadzona zgodnie z zasadami z podanymi w normach, pozwala na wyznaczenie poziomu jakości kontrolowanego złącza. abstract standards which regulate testing conditions of magnetic-article inspection, cover a very wide range of issues. in this paper the important group of standards, defining the procedure for magnetic-particle inspection of welded joints has been discussed. analysis of results of magnetic particle indications, carried out in accordance with the rules given in the standards, allows to determine the level of quality of the joint to be tested. badania nieniszczące złączy spawanych złącza spawane konstrukcji metalowych to strefy, w których mogą występować i często występują niezgodności wynikające z procesu spawania. złącza spawane są też najczęściej karbem strukturalno-geometrycznym, który może zainicjować pękanie zmęczeniowe elementów konstrukcyjnych (rys. 1). metody badań nieniszczących umożliwiają, z określonym prawdopodobieństwem, wykrywanie nieciągłości zarówno powierzchniowych, jak i wewnętrznych w złączach spawanych. zasady stosowania badań nieniszczących złączy spawanych metali zawarto w normie iso 7635 [6], która jest normą podstawową. podano w niej kryteria wyboru metod badań nieniszczących oraz oceny ich wyników w zależności od metody spawania, materiału podstawowego i dodatkowego, stanu obróbki, rodzaju złącza i spoin oraz ich wymiarów, ukształtowania elementu, założonego poziomu jakości i możliwych rodzajów niezgodności spawalniczych oraz ich usytuowania. w normie wprowadzono też wymagania dotyczące personelu wykonującego badania, zgodne z pn en 473 [7] lub iso 9712 [8]. badania magnetyczno-proszkowe złączy spawanych metoda magnetyczno-proszkowa (mt) umożliwia wykrywanie nieciągłości powierzchniowych w materiałach ferromagnetycznych. wykorzystuje zjawisko gromadzenia się proszku ferromagnetycznego na nieciągłościach rozpraszających pole magnetyczne. stosowanie znormalizowanych elementów procedury kontroli magnetyczno-proszkowej pozwala jednoznacznie i powtarzalnie prowadzić badania i interpretować uzyskane wyniki. ogólne przepisy badań magnetyczno-proszkowych są zawarte w en iso 9934-1 [9]. w normie tej ustalono zasady przygotowania badanej powierzchni, stosowane techniki magnesowania, wymagania stawiane środkom wykrywającym rozproszone pole i sposobom ich użycia, a także zapis i interpretację uzyskanych wyników. w normie wprowadzono też postanowienia zawarte m.in. w powołaniach normatywnych dotyczących personelu wykonującego badania (en 473 [7]), rys. 1. pęknięcie postępujące ze spoiny do materiału rodzimego fig. 1. crack propagation from weld to base metal 59przegląd spawalnictwa 10/2012 wyposażenia (en iso 9934-2,3 [10, 11]) i warunków obserwacji (en iso 3059 [12]). norma iso 17835 [6] zaleca metodę magnetyczno-proszkową, w połączeniu z kontrolą wizualną, do wykrywania dostępnych, powierzchniowych niezgodności spawalniczych we wszystkich rodzajach złączy spawanych ze stali ferrytycznych. w jej załączniku a-3 podano w tablicy 3a zależność między poziomami jakości wg en iso 5817 [13] a techniką badań wg en iso 17638 [14] i poziomami akceptacji wg en iso 23278 [15] (tabl. i). do badań metodą magnetyczno-proszkową opracowano normę terminologiczną pn en 1330-7 [16], w której zdefiniowano terminy stosowane w tych badaniach i alfabetyczny indeks w języku polskim. norma en iso 17638 [14] zaleca bardzo precyzyjnie metodologię prowadzenia kontroli złączy spawanych wraz z rysunkami i wzorami obliczeń układów geometrycznych i danych elektrycznych, istotnych dla uzyskania odpowiedniego, dla kształtu kontrolowanego elementu, pola magnetycznego. przykłady pokazano na rysunku 2. przywołuje też normy ogólne dotyczące środków wykrywających (en iso 9934-2 [10]) i stosowanej aparatury (en iso 9934-3 [11]). norma wyrobu en iso 1723278 [15] podaje kryteria określania poziomów akceptacji na podstawie defektogramów proszkowych niezgodności spawalniczych. defektogramy proszkowe to skupiska proszku magnetycznego, odwzorowujące nieciągłości materiałowe bezpośrednio na badanej powierzchni. defektogramy są szersze od nieciągłości, nie pozwalają na określenie ich głębokości, ale umożliwiają określenie przybliżonej długości nieciągłości. w normie stosowane jest pojęcie wskazanie, czyli zobrazowanie nieciągłości w formie, jaką umożliwia zastosowana technika badania, w tym przypadku dla badań magnetyczno-proszkowych – defektogram proszkowy (wskazanie liniowe – długość większa od 3 szerokości, wskazanie nieliniowe – długość mniejsza lub równa 3 szerokościom). przykłady wskazań pokazano na rysunku 3. poziomy akceptacji podane w normie określono na podstawie możliwości wykrycia niezgodności spawalniczych przy zastosowaniu technik badań podanych w normie en iso 17638 [15]. są one przeznaczone przede wszystkim do badań produkcyjnych (tabl. ii). tablica i. poziomy jakości badań magnetyczno-proszkowych złączy spawanych [6] table i. levels of quality for magnetic-particle inspection of welded joints [6] poziom jakości wg pn-en iso 5817 technika i klasa badania wg pn-en iso 17638 poziomy akceptacji wg pn-en iso 232278 b klasy nie określono 2x c 2x d 3x poziomy akceptacji 2 i 3 mogą być ustalone z oznaczeniem wstępnym x, co oznacza, że wszystkie wykryte wskazania liniowe powinny być oceniane wg poziomu 1. jednak prawdopodobieństwo wykrycia wskazań mniejszych od podanych przez początkowy poziom akceptacji może być niskie. rys. 3. defektogram proszkowy, wskazanie: a) liniowe, b) nieliniowe fig. 3. powder defectoscope inspection results: a) linear, b) non-linear tablica ii. poziomy akceptacji wskazań [15] table ii. accepted levels of indication [15] rodzaj wskazania poziom akceptacji 1 2 3 wskazanie liniowe l – długość, mm l ≤ 1,5 l ≤ 3 l ≤ 6 wskazanie nieliniowe d – wymiar dłuższej osi, mm l ≤ 2 l ≤ 3 l ≤ 4 poziomy akceptacji 2 i 3 mogą być ustalone z oznaczeniem wstępnym x, co oznacza, że wszystkie wykryte wskazania liniowe powinny być oceniane wg poziomu 1. jednak prawdopodobieństwo wykrycia wskazań mniejszych od podanych przez początkowy poziom akceptacji może być niskie. a) b) tablica iii. zalecane parametry badania [15] table iii. recommended inspection paramters [15] poziom akceptacji stan powierzchni środki wykrywające 1 bardzo gładka powierzchnia 1) fluoryzujące lub barwne ze środkiem kontrastowym 2 gładka powierzchnia 2) fluoryzujące lub barwne ze środkiem kontrastowym 3 zwykła powierzchnia 3) barwne ze środkiem kontrastowym lub fluoryzujące 1) bardzo gładka powierzchnia: lico spoiny i materiał podstawowy o gładkiej czystej powierzchni, z pomijalnymi podtopieniami, łuskowatością i rozpryskami. taki stan powierzchni jest typowy dla spoin, które zostały wykonane automatycznie metodą tig, pod topnikiem (w pełni zmechanizowane) i łukowo ręcznie z proszkiem żelaza. 2) gładka powierzchnia: lico spoiny i materiał podstawowy o odpowiedniej gładkiej powierzchni, z nieznacznymi podtopieniami, łuskowatością i rozpryskami. taki stan powierzchni jest typowy dla spoin, które zostały wykonane łukowo ręcznie w pozycji pionowej z góry na dół i metodą mag, z zastosowaniem argonu do wykonywania ściegów licowych. 3) powierzchnia zwykła: lico spoiny i materiał podstawowy w takim stanie jak po spawaniu. taki stan powierzchni jest typowy dla spoin, które zostały wykonane łukowo ręcznie i metodą mag w dowolnej pozycji. rys. 2. badanie złącza elektromagnesem jarzmowym (a) i efektywny obszar badań (b) [14] fig. 2. joint inspection with the use of magnet (a) and effective inspection area (b) [14] 60 przegląd spawalnictwa 10/2012 sąsiadujące ze sobą wskazania, których odległość jest mniejsza niż wymiar większego wskazania, należy oceniać jako pojedyncze, ciągłe wskazanie. w załączniku a (informacyjnym) zalecono w tablicy a1 parametry badań do skutecznego wykrywania małych niezgodności spawalniczych. środki wykrywające podano w kolejności ich zalecania (tabl. iii) [15]. na rysunku 4 pokazano przykładowe defektogramy proszkowe (wskazania) nieciągłości spawalniczych. rys. 4. przykładowe defektogramy proszkowe pęknięć spawalniczychfig. 4. example of cracks indicated with the use of powder defectoscope podsumowanie określanie poziomów jakości złączy spawanych na podstawie wyników badań nieniszczących wymaga uwzględnienia zapisów szeregu norm, które od lat sprawiały problemy techniczno-prawne [1, 2]. rozbudowanie europejskiego systemu norm i zaleceń (normy podstawowe, normy badań i normy wyrobu) pozwala na stosunkowo łatwe opracowanie procedur i instrukcji kontrolnych w standardowych przypadkach badania złączy spawanych konstrukcji metalowych [3]. zadaniem badań magnetyczno-proszkowych jest wykrycie nieciągłości powierzchniowych w materiałach ferromagnetycznych, ustalenie położenia i oszacowanie ich rozmiarów [4]. stosowane w normach określenia wskazanie liniowe lub nieliniowe nie są pojęciami technologicznymi. wskazanie to skupisko proszku magnetycznego nad nieciągłością materiałową. część wskazań uznanych za istotne mogą stanowić wskazania fałszywe, wywołane przez różne czynniki: techniczno-proceduralne i subiektywne. niepewność wyniku badania defektoskopowego jest parametrem, charakteryzującym wpływ określonych czynników związanych z badanym obiektem i przebiegiem badania defektoskopowego na wynik tego badania [5]. uzyskane wyniki oraz prawidłowe oszacowanie niepewności badań dają rzetelny obraz jakości kontrolowanego złącza. w 2003 r. zmieniły się zasady stosowania polskich norm (pn). do 31 grudnia 1993 r. stosowanie pn było obowiązkowe i pełniły one rolę przepisów. nieprzestrzeganie postanowień pn było naruszeniem prawa. od 1 stycznia 1994 r. stosowanie pn jest dobrowolne, przy czym do 31 grudnia 2002 r. istniała możliwość nakładania obowiązku stosowania pn przez właściwych ministrów. od 1 stycznia 2003 r. stosowanie pn jest już całkowicie dobrowolne (dz.u. z 2002 r. nr 169 poz. 1386, ustawa o normalizacji), z wyjątkiem działań wykonywanych ze środków publicznych, podlegających ustawie „prawo zamówień publicznych”, która nakłada obowiązek ich uwzględnienia, oraz innych ustaw i rozporządzeń ministrów. literatura [1] dudek k., przystupa f., sozański l.: aspekty europejskiej normalizacji metod nieniszczących. prob. masz. rob. 2002, z.19. [2] czuchryj j., sikora s., staniszewski k.: problemy oceny jakości złączy spawanych różnymi metodami oraz wykonanych z różnych materiałów konstrukcyjnych. biuletyn instytutu spawalnictwa, 2011, nr 1. [3] pasternak j., wolański r.: procedura badań magnetyczno -proszkowych. przegląd spawalnictwa, 2002, nr 7. [4] krawczyk r., poch k.: ocena czułości w badaniach magne -tycznych-proszkowych. biuletyn instytutu spawalnictwa, 2011, nr 4. [5] hlebowicz j.: źródła niepewności badań nieniszczących. badania materiałów, 2001, nr 2. normy [6] pn-en iso 17635:2010. badania nieniszczące złączy spawanych. zasady ogólne dotyczące metali. [7] pn-en 473: 2008. badania nieniszczące – kwalifikacja i certyfikacja personelu. [8] iso 9712:2005. badania nieniszczące – kwalifikacja i certyfikacja personelu. [9] pn-en iso 9934-1:2005. badania nieniszczące – badania magnetyczno-proszkowe. część 1: zasady ogólne. [10] pn-en iso 9934-2:2003. badania nieniszczące – badania magnetyczno-proszkowe. część 2: środki wykrywające. [11] pn-en iso 9934-3:2003. badania nieniszczące – badania magnetyczno-proszkowe. część 3: aparatura. [12] pn-en 3059:2005. badania nieniszczące. badania penetracyjne i badania magnetyczno-proszkowe. warunki obserwacji. [13] pn-en iso 5817:2010. badania nieniszczące złączy spawanych. zasady ogólne dotyczące metali. [14] pn-en iso 17638:2006. badania nieniszczące spoin – badania magnetyczno-proszkowe spoin. [15] pn-en iso 23278:2010. badania nieniszczące spoin – badania magnetyczno-proszkowe spoin – poziomy akceptacji. [16] pn en 1330-7:2007. badania nieniszczące. terminologia. część 7: terminy stosowane w badaniach. praca powstała w wyniku realizacji projektu nr 03 0039 06/09. 201209_pspaw.pdf 27przegląd spawalnictwa 9/2012 mariusz frankiewicz edward chlebus karol kobiela aps sprayed coatings onto the selective laser melted substrates powłoki aps natryskiwane na podłoża przetapiane  wiązką laserową  dr inż. mariusz frankiewicz, prof dr hab. inż. edward chlebus, mgr inż. karol kobiela – politechnika wrocławska. abstract additive layer-based selective laser melting technologies (slm), provide a new range of possibilities for objects manufacturing. in the present study the alumina/ titania al2o3/tio2 coatings were applied onto slm-manufactured substrates by the atmospheric plasma spraying method. the microstructure and porosity of coatings were examined by scanning electron microscopy (sem), and industrial computer tomography. bonding strength of the coatings was analysed. streszczenie generatywne technologie selektywnego przetapiania laserowego (slm) zapewniają nowe możliwości wytwarzania części maszyn. w pracy badaniom poddano powłoki tlenku glinu i tytanu al2o3/tio2 nanoszone za pomocą metody natryskiwania plazmowego aps na podłoża wykonane w procesie slm. przy zastosowaniu skaningowej mikroskopii elektronowej i przemysłowej tomografii komputerowej przeprowadzono ocenę mikrostruktury i porowatości powłok, jak również poddano analizie przyczepność powłok. introduction selective laser melting slm is an additive manufacturing process based on the layered forming of physical objects by fusing of materials in the form of powder. this method allows processing for wide range of metal powders including stainless steels, tool steels, as well as cr-co and ti alloys. the slm technology is the process of total metal powders melting using the controlled beam of 100 w (up to 400 w), 1064 nm wave length, nd:yag fibre laser [1, 2]. the process of melting runs in the protective atmosphere of argon preventing against oxidation of the fused metal powders. due to the layered incremental process of manufacturing and the wide range of available materials the technology could be applied for creating physical objects of complex geometrical structure both, internal and external. the slm process finds application in manufacturing prototypes, final products [2], as well as tools, involving inserts of injection moulds [3] or stamping die parts. operating properties of objects manufactured using the selective laser melting method may be improved by applying additional surface engineering treatment such as the functional coating deposition. one of the methods of improving properties of components manufactured in the slm process is plasma spraying. in the plasma spraying processes the material in a form of powder is supplied to plasma gun (plasmatron), fused and then deposited onto a substrate surface with a velocity of approximately 150 m/s. functional coatings deposited with this method may be, among others, characterised with: resistance to diffusion, low friction coefficient, resistance to lowand high-temperature corrosion in aggressive chemical environment, as well as high surface hardness and high wear resistance [4, 5]. the plasma-sprayed al2o3/tio2 coatings provide a high wear resistance properties, are applied among others, in the textile, machinebuilding and paper industries [6÷8]. alumina/titania coatings are known to be dense, with smooth as-sprayed surface. alumina/titania with 3% share by weight of tio2 (97/3) has been applied for preventing wear, as well as chemical and cavitational erosion in pump components [4]. also, the variation of al2o3/tio2 composition with increased 28 przegląd spawalnictwa 9/2012 to 13% share by weight of tio2 is used (al2o3 – 13%, tio2). increase in share of titanium dioxide improves the crack resistance [4]. for tests the material supplied by baystate surface tech designated as pp-37 (al2o3 – 3%, tio2) was used. the research were aimed at initial analysis of coatings deposited by plasma spraying at substrates manufactured by the selective laser melting process. for that purpose the tests of surface profile, using confocal microscopy, industrial computer tomography and sem were applied. the tests were performed with the purpose of evaluating the influence of substrate surface characteristics at the coating adhesion degree. sample preparation the substrates were made of the ti6al7nb titanium alloy [1] by the slm realizer ii system. orientation of the analysed substrate surface during slm manufacturing process has been presented in fig. 1. the research was carried out on four sets of five samples each. three sets were grit-blasted with three different energies of abrasive material stream each (al2o3 with grain size of 120 µm), related to the three values of aluminium oxide feeding pressure, presented in the table i. one set of the samples was coated without additional machining of the substrate surface. the first stage of the research was aimed on identification of the influence of the grit-blasting parameters on the geometrical structure of the substrate. roughness analysis of the surfaces was performed using the rank taylor hobson form talysurf 1201 profilographometer. example results of the measurements for nonmachined surfaces have been presented in fig. 2, and for the grit-blasted ones in fig. 3. in addition, an analysis of surface roughness was performed using the lext ols4000 confocal microscope. results of the analyses of substrate surface not subjected to grit-blasting processing have shown that they are characterised with a structure containing non-melted powder grains. they adhere to the melted surfaces of the samples during the selective laser melting process. character of the non-machined slm surface may be observed in fig. 4. diameters values of the non-melted grains, ranging from several to about 70 µm, lead to high surface roughness of the slm manufactured objects. results of the roughness measurements carried out on the grit-blasted surfaces shows decreasing values of the ra parameter, on average from above 15,25 µm up to about 8,58 µm, as shown in fig. 3. character of the ra changes can be explained as a result of removal of the non-melted powder grains partly agglomerated with the surface. increasing of roughness for the third set of samples, fig. 1. view of the analysed surface of the slm manufactured sample rys. 1. analizowana powierzania próbki wytwarzanej metodą slm fig. 2. profilogram of the unmachined sample surface rys. 2. profil nieobrobionej powierzchni próbki fig. 3. profilogram of the grit-blasted sample surface. feeding pressure of 0,6 mpa rys. 3. profil obrobionej strumieniowo powierzchni próbki. ciśnienie wejściowe 0,6 mpa table i. results of the substrate average roughness analyses before coatings depositing tablica i. wyniki analizy średnich wartości chropowatości przed nałożeniem powłoki type of sample surface grit-blasting parameter al2o3 feeding preassure, mpa average values of roughness parameters ra µm unmachined surfaces 15,2509 grit blasted surface, set no. 1 0,4 10,5504 grit blasted surface, set no. 2 0,5 8,58285 grit blasted surface, set no. 3 0,6 14,2604 29przegląd spawalnictwa 9/2012 which was processed with 0,6 mpa feeding pressure, can be linked to the higher energy of the abrasive material stream and should be investigated in the further research. microscopic view of the grit-blasted surface has been presented in fig. 5. results of the surface roughness analyses have been collected in table i. coating deposition coatings were sprayed by the aps 60 kw robotised plasma spraying system equipped with the baystate surface tech sg100 plasma burner. sample coatings were deposited with parameters presented in table ii. the second stage of investigations was analyses of the internal structure with the using of the industrial tomography method (ct). it was carried out by the zeiss metrotom ct equipment with a detector of 1024x1024 pixels resolution and the 225 kv lamp enabling achievement of 10 µm measurements resolution. the ct tests enabled determining porosity of the deposited coatings. exemplary result of porosity analysis for coating deposited on the grit-blasted surface, has been presented in fig. 6. it was characterised with banding location of the pores resulting from the coating deposition process. subsequent layers of the deposited fig. 5. view of the substrate surface after grit-blasting with 0,5 mpa feeding pressure rys. 5. powierzchnia podłoża obrobiona strumieniowo przy ciśnieniu wejściowym 0,5 mpa table ii. parameters of plasma burner operation during test coatings deposition tablica ii. parametry procesu podczas natryskiwania powłok próbnych current gases voltage, v intensity, a ar flow, l/min he flow, l/min 40 450 66 14 fig. 6. example of ct image of the coating (top) and substrate (bottom) porosity. coating deposited on the grit-blasted substrate rys. 6. przykład obrazu ct porowatości powłoki (u góry) i podłoża (u dołu). powłoka naniesiona na obrobione strumieniowo podłoże fig. 7. view of spatial qualitative analysis of arrangement and morphology of the coating discontinuity rys. 7. jakościowa analiza przestrzenna rozmieszczenia i morfologii nieciągłości powłoki fig. 8. example of sem images of the coating (top) and substrate (bottom) cross-section: a) overall view with coating thickness marked, b) detailed view of the coating pores. coating deposited at the non-machined substrate rys. 8. przykładowe obrazy sem przekroju powłoki (u góry) i podłoża (u dołu): a) widok całej grubości powłoki, b) powiększenie obszaru z porowatością powłoki. powłoka nanoszona na nieobrobione podłoże a) b) fig. 4. view of the substrate surface as observed in the confocal microscope rys. 4. powierzchnia podłoża obserwowana na mikroskopie współogniskowym 30 przegląd spawalnictwa 9/2012 of coating thicknesses were performed at them, which have shown similar values amounting to about 450 µm. the coating structure discontinuities observed during ct analysis, corresponded to its defects found during analysis using sem, see fig. 8 and fig. 9. their presence could be related to the complex geometrical surfaces structure of substrates manufactured with the slm. the non-melted ti6al7nb powder grains agglomerated to its surface could prevent correct deposition of coating at the whole substrate surface, which is visible in fig. 9. in the sem images of the cross-sections of coating samples deposited at gritblasted substrates much lower number of coating defects was observed at the junction with the substrate surface, see fig. 10. the observed regularity results from removal of the ti6al7nb powder grains weakly bound with the substrate by means of grit-blasting, which resulted in better adhesion of the coating, as seen on fig. 10. fig. 9. sem image of defects in the al2o3/tio2 coating resulting from complex structure of the substrate surface. coating deposited at the non-machined substrate fig. 9. obraz sem wad w powłoce al2o3/tio2 wynikających ze złożonej struktury podłoża. powłoka nanoszona na nieobrobione podłoże fig. 10. example sem image of coating (top) deposited at grit-blasted substrate (bottom) rys. 10. przykładowy obraz sem powłoki (u góry) nanoszonej na obrobione podłoże (u dołu) literature [1] chlebus e., kuźnicka b., kurzynowski t., dybała b.: microstructure and mechanical behaviour of ti-6al-7nb alloy produced by selective laser melting, materials characterization 62, 2011, s. 488-495. [2] chlebus e.: rapid prototyping and advanced manufacturing. springer handbook of mechanical engineering / [karl-heinrich] grote, [erik k.] antonsson (eds.). berlin: springer, 2009, s. 733-768. [3] frankiewicz m., kurzynowski t., dybała b., chlebus e.: rapid tooling application in manufacturing of injection moulds, virtual design and automation/ed. by z. weiss. poznań : publishing house of poznan university of technology, 2008. s. 155-162. [4] heinmann r.: plasma spray coating, john wiley & sons, ltd, chichester, uk, 2008. [5] pawlowski l.: the science and engineering of thermal spray coatings, john wiley & sons, ltd, chichester, uk, 2008. [6] rico a., poza p., rodríguez j.: high temperature tribological behavior of nanostructured and conventional plasma sprayed alumina-titania coatings, vacuum, available online 2 march 2012, issn 0042-207x. [7] venkataraman r., gautam das a, venkataraman b., narashima rao g.v., krishnamurthy r.: image processing and statistical analysis of microstructures of as plasma sprayed alumina-13 wt.% titania coatings, surface & coatings technology 201, 2006, s. 3691-3700. [8] yugeswaran s., selvarajan v., vijay m., ananthapadmanabhan p.v., sreekumark.p.: influence of critical plasma spraying parameter (cpsp) on plasma sprayed alumina–titania composite coatings, ceramics international 36, 2010, s. 141149. coating were separated by bands of pores. fig. 6 presents the pore bands located in 4 layers between 5 deposited layers of the coating. it was not observed pores on the layer between the substrate and the coating, which allowed assumption on its high adherence to the substrate. the results of porosity analysis for coatings deposited on the non-machined substrates, showed discontinuity of the coating on the layer between coating and substrate. also, porosity of the coated substrate has been observed, as seen in fig. 6, that is characteristic for substrates manufactured with the slm method. size and arrangement of the pores could be parameters, the values of which are controlled by selecting the proper parameters for the selective laser melting process, involving, among others, the laser power and scanning rate of the layer fused with a laser beam [1]. ct analysis results have been verified by sem tests, performed at transverse microsections of the samples with deposited coatings. measurements ps 10 2015 www.pdf 124przegląd spawalnictwa vol. 87 10/2015 spawanie wiązką elektronów electron beam welding prof. dr hab. inż. jan pilarczyk, dr inż. marek st. węglowski – instytut spawalnictwa, gliwice. autor korespondencyjny/corresponding author: marek.weglowski@is.gliwice.pl streszczenie spawanie wiązką elektronów pomimo długoletniej historii i szeroko rozpowszechnionych technologii łukowych oraz laserowych jest nadal powszechnie stosowane w przemyśle. główne zastosowanie tego wydajnego procesu spawania to przemysł motoryzacyjny, elektroniczny, elektrotechniczny, lotniczy i budowa maszyn. technologia umożliwia wykonywanie wysokiej jakości połączeń ze wszystkich spawalnych metali konstrukcyjnych w szerokim zakresie grubości od 0,025 do 300 mm. w pracy przybliżono charakterystykę metody, zasady kształtowania złączy, przykłady zastosowania wiązki elektronów w przemyśle. przedstawiono przykłady urządzeń uniwersalnych oraz specjalistycznych jakie są używane w warunkach laboratoryjnych oraz przemysłowych. słowa kluczowe: spawanie wiązką elektronów, technologia, urządzenia abstract electron beam welding, despite long history and widespread arc and laser technology is still widely used in industry. the main application this high efficiency welding process is: automotive, electronics, electrical engineering, aerospace and mechanical engineering industry. the technology ensures high-quality welded joints from the all structural metals in a wide range of thickness from 0.025 to 300 mm. in the paper approximated the characteristics of methods, principles of design of welded joints, examples of the application of the electron beam in the industry. the examples of universal and specialized equipment which are used in laboratory and industrial applications are also presented. keywords: electron beam welding, technology, machines jan pilarczyk, marek st. węglowski wstęp stale rozwijający się przemysł poszukuje nowych rozwiązań technologicznych, które będą zapewniały obniżenie kosztów produkcji, wprowadzenie nowego produktu na rynek lub ulepszenie istniejącego wyrobu. jednym z takich rozwiązań jest zastosowanie spawania wiązką elektronów. chociaż sama technologia znana jest od przeszło 60 lat w ostatnim dziesięcioleciu obserwuje się wzrost zainteresowania tak ze strony jednostek naukowych, jak i przemysłu. skoncentrowaną wiązkę elektronów użyto po raz pierwszy do spawania w komorze próżniowej w latach 50 ubiegłego wieku w niemczech i francji. j.a stohr z francuskiej komisji energii atomowej publicznie przedstawił proces spawania elektronowego w dniu 23 listopada 1957 r. niemiecki fizyk k.h. steigerwald prowadził pierwsze eksperymenty za pomocą zbudowanej w 1952 r. spawarki elektronowej. w 1958 r. spawając stop cyrkonu o grubości 5 mm, odkrył tzw. efekt głębokiego wtopienia [1]. również w polsce trwały intensywne prace badawcze w zakresie projektowania i wytwarzania urządzeń do spawania wiązką elektronów. pierwsze urządzenia zostały zaprojektowane i wykonane w przemysłowym instytucie elektroniki oraz instytucie technologii elektronowych politechniki wrocławskiej. należy nadmienić, że krajowe konstrukcje były w pełni porównywalne z konstrukcjami czołowych światowych producentów spawarek elektronowych [2]. również instytut spawalnictwa w gliwicach włączył się w działania dotyczące wykorzystywania wiązki elektronów do łączenia materiałów konstrukcyjnych. pierwsza praca badawcze została wykonana w roku 1964, a pierwsze urządzenie, spawarka eus -25/6 wykonana w przemysłowym instytucie elektroniki, zostało zainstalowane w roku 1970 (rys. 1) [1]. rys. 1. pierwsza spawarka elektronowa model eus-25/6 (6 kw, 25kv) zainstalowana w instytucie spawalnictwa w roku 1970 fig. 1. first electron beam welding machine model eus-25/6 (6 kw, 25 kv) installed at the instytut spawalnictwa in the year of 1970 125przegląd spawalnictwa vol. 87  10/2015 pomimo długiej historii samego procesu, spawanie przy użyciu wiązki elektronów to wciąż prężnie rozwijająca się dziedzina tak od strony zastosowań przemysłowych, jak i naukowych. do niedawna sądzono, że szybki rozwój technologii laserowej zwłaszcza laserów wykorzystujących generatory ciała stałego spowoduje, że technologie elektronowe stracą na znaczeniu. tak się jednak nie stało, a wręcz przeciwnie: technologie jak i urządzenia są stale rozwijane, a takie światowe firmy jak np. probeam, ptr, sciaky, focus, cve oferują szeroką gamę urządzeń, od uniwersalnych do bardzo wyspecjalizowanych. instytut spawalnictwa wychodząc naprzeciw wymaganiom głównie polskiego przemysłu w roku 2014 zakupił i zainstalował nowoczesne urządzenie do spawania i modyfikowania powierzchni materiałów (rys. 2) tworząc jednocześnie laboratorium technologii elektronowych dla inżynierii materiałowej. zamiarem instytutu jest utworzenie, wraz z krajowymi ośrodkami akademickimi centrum naukowotechnologicznego w zakresie technologii elektronowych dla potrzeb przemysłu w tym lotniczego oraz dla prowadzenia szkoleń w zakresie stosowania technologii elektronowych w przemyśle dla studentów uczelni wyższych. charakterystyka procesu spawania wiązką elektronów spawanie wiązką elektronów polega na tworzeniu trwałego połączenia konstrukcji metalowych przez stopienie obszaru złącza spawanego w wysokiej próżni w zakresie 10-3 do 10-6 mbar, w średniej lub zredukowanej próżni od 75 do 1000 mbar, lub bez próżni (przy ciśnieniu atmosferycznym), energią cieplną uzyskaną w wyniku bombardowania obszaru złącza silnie skoncentrowaną wiązką elektronów o dużej energii, nawet do 1012 w/m2 [3]. wiązka elektronów emitowana z nietopliwej katody, żarzonej najczęściej bezpośrednio, przyspieszana jest wysokim napięciem w zakresie od 10 do 200 kv do prędkości ponad 100 km/s. bombardowanie obszaru złącza spawanego silnie zogniskowaną wiązką elektronów, o średnicy ogniska rzędu 0,1-0,8 mm, powoduje zamianę energii kinetycznej elektronów na energię cieplną, absorbowaną i stapiającą spawany obszar złącza konstrukcji [3]. na rysunku 3 przedstawiono schemat oddziaływania wiązki elektronów z powierzchnią materiału. rys. 2. urządzenie elektronowe model xw150:30/756 do spawania i modyfikowania powierzchni zainstalowane w instytucie spawalnictwa w roku 2014, (30 kw, 150 kv), wyprodukowane przez cambridge vacuum engineering (cve) fig. 2. electron beam welding machine model xw150:30/756 for welding and surface modification installed at the instytucie spawalnictwa in the year of 2014, (30 kw, 150 kv), produced by the cambridge vacuum engineering (cve) rys. 3. schemat oddziaływania wiązki elektronów z powierzchnią materiału fig. 3. schema of interaction between electron beam and surface of the welded material elektrony, padając na materiał, oddziałują z elektronami materiału i powodują emisję m.in.: – elektronów wstecznie rozproszonych (odbitych), – elektronów wtórnych, – elektronów augera, – promieniowania rentgenowskiego, – promienia fluorescencyjnego, – promieniowania cieplnego. każdy z rodzajów promieniowania jest emitowany z innej głębokości materiału i z różnej jego objętości, przy czym zawsze ze wzrostem energii wiązki pierwotnej elektronów (czyli ze wzrostem napięcia przyspieszającego) rośnie głębokość i objętość obszaru emisji. równocześnie z napięciem rośnie średnica tego obszaru, która jest większa od średnicy wiązki. dodatkowo na głębokość wnikania elektronów wpływa liczba atomowa składników spawanego materiału. z najmniejszej głębokości emitowane są elektrony augera – są one emitowane przez przypowierzchniową warstwę o grubości kilku atomów, czyli około 1 nm. są to elektrony wtórne o charakterystycznej energii zależnej od rodzaju atomów rozpraszających. sygnał z tego promieniowania wykorzystywany jest w mikroskopach elektronowych do badania składu chemicznego cienkiej warstwy. z większej głębokości (5-50 nm) jest emitowane promieniowania elektronów wtórnych. są to elektrony wybijane z orbit atomowych przez elektrony pierwotne. z jeszcze większej głębokości są emitowane elektrony odbite. są to elektrony pierwotne ulegające wstecznemu odbiciu, a intensywność ich emisji zależy głównie od liczby atomowej atomów występujących w materiale. emisja fotonów, czyli fluorescencja, w zakresie widzialnym zachodzi gdy elektrony wtórne rekombinują z dziurami powstałymi w niektórych materiałach w wyniku rozpraszania. kolejnym efektem odziaływania elektronów z materią jest emisja promieniowania rentgenowskiego – hamowania (ciągłego) i charakterystycznego. widmo ciągłe powstaje w wyniku hamowania padających elektronów w polu elektrostatycznym jąder atomowych. natomiast charakterystyczne promieniowanie rentgenowskie powstaje w wyniku emisji energii na skutek przeskoku elektronu z wyższej orbity na wolne miejsce na niższej orbicie po elektronie wybitym przez elektron z wiązki pierwotnej. długość fali i energia tego promieniowania zależą od liczby atomowej z pierwiastka i nie zależą od fizycznego i chemicznego stanu materiału. na podstawie analizy długości fali lub energii i intensywności tego promieniowania można określić ilościowo i jakościowo skład chemiczny materiału (w mikroskopach elektronowych) [4]. elektrony pierwotne wzbudzają ponadto oscylacje sieci krystalicznej, której końcowym efektem jest emisja promieniowania cieplnego z powierzchni materiału. po osiągnięciu w miejscu koncentracji wiązki elektronów gęstości mocy rzędu 1010 w/m2 ilość doprowadzanej energii jest tak duża, że odprowadzenie wytworzonego ciepła nie jest możliwe ani przez przewodność cieplną materiału, ani przez konwekcję, ani przez promieniowanie cieplne. 126przegląd spawalnictwa vol. 87 10/2015 metal w punkcie odziaływania wiązki nie tylko się topi, ale zaczyna parować. tworzy się wówczas, wypełniony parami i otoczony płaszczem stopionego metalu, wąski kanał – kapilara, przez który wiązka elektronów wnika w głębsze warstwy materiału [5]. rys. 4. siły utrzymujące kanał w równowadze, f1 – odrzut par materiału, f2 – ciśnienie par w kanale, f3 – siła tarcia między strumieniem par a warstwą ciekłą, f4 – napięcie powierzchniowe, f5 – siła elektromagnetyczna, f6 –siła termokapilarna (wskutek różnicy temperatur między tylną i przednią ścianką kanału), f7 – ciśnienie elektronów, f8 – ciśnienie hydrostatyczne, f9 – siła termokapilarna (wskutek gradientu temperatury na przedniej ściance), f10 – napięcie powierzchniowe, [6] fig. 4. forces which maintain the cavity in equilibrium: f1 – force due to evaporated metal atoms, f2 – force due to vapor pressure in cavity, f3 – friction between stream of vapor and liquid film, f4 – surface tension, f5 – electromagnetic force, f6 – thermocapillary force due to difference between temperature of front and back walls of cavity, f7 – force due to electron pressure, f8 – force due to hydrostatic pressure, f9 – thermocappilary force due to temperature gradient of front wall, f10 – surface tension [6] układ sił utrzymujący kanał w równowadze przedstawiono na rysunku 5. kapilara (kanał gazodynamiczny) tworzy się przede wszystkim w wyniku odziaływania ciśnienia par metali i ich sił odrzutu. mniejszy udział ma bezpośrednie odparowanie metalu (ok. 2% objętości kapilary) oraz ciśnienie wiązki elektronów, według pomiarów [7] wiązka elektronów o napięciu przyspieszającym 30 kv i natężeniu prądu 150 ma oddziałuje na stal niestopową z siłą 1g. siła elektromagnetyczna przy najczęściej stosowanych zakresach prądu wiązki jest wielkością nieistotną [8]. przy odpowiednio dobranej prędkości spawania utworzona kapilara przyjmuje w czasie przemieszczania się w spawanym materiale „dynamiczną stabilność”. na przedniej ściance kapilary następuje ciągłe topienie materiału, a w tylnej jej części – krzepnięcie. płaszcz ciekłego metalu otaczający kapilarę ma nierównomierną grubość. jest bardzo cienki od strony strefy topienia i szerszy w strefie krzepnięcia spoiny, a od strony powierzchni oddziaływania wiązki, między punktem padania wiązki a strefą krzepnięcia, przybiera niekiedy kształt rozszerzającej się łuski. w ciekłym płaszczu kapilary występuje transport materiału. przemieszczanie metalu z przedniej ścianki na tylną jest spowodowane [9] intensywnym parowaniem metalu na przedniej ściance, wspomagającym przenoszenie metalu do strefy krzepnięcia oraz działania siły termokapilarnej [8]. siła termokapilarna pojawia się w wyniku różnic sił napięcia powierzchniowego spowodowanych gradientem temperatury między strefą topienia i krzepnięcia. transport ciekłego metalu w obszarze kanału odbywa się wokół wiązki (w płaszczyźnie prostopadłej do wiązki elektronów), w kierunku przeciwnym do kierunku spawania oraz w kierunku padania wiązki elektronów i przeciwnie do niego [5]. wiązka elektronów oddziałując na materiał spawany traci w czasie ruchu w kierunku dna kapilary swą energię przy zderzeniach ze zjonizowanymi parami metalu, odpryskami ciekłego metalu płaszcza kapilary, a przede wszystkim przez odziaływanie na powierzchnię ciekłego metalu płaszcza kapilary – głównie na jego dno oraz ścianki boczne. wywołuje to okresową zmianę ciśnienia par w kanale i kanał może być zamykany pod wpływem sił napięcia powierzchniowego przez cienką, o grubości kilku mikrometrów, warstewkę ciekłego metalu. badania przeprowadzone za pomocą techniki rentgenowskiej (prześwietlanie kapilary) wykazały że kapilara może być zamykana również przez wypychany z jej dna ciekły metal. zamykanie następuje wówczas w miejscu, w którym energia kinetyczna strumienia wypieranej cieczy maleje do zera. dalsze, ciągłe oddziaływanie wiązki elektronów powoduje z kolei przetapianie zamykających kapilarę warstewek metalu. proces ten może odbywać się cyklicznie z częstotliwością 150 hz. tym samym punkt oddziaływania wiązki na materiał spawany zmienia swe położenie. ruch tego punktu jest ruchem drgającym o kierunku drgań zgodnym z kierunkiem padającej na materiał wiązki elektronów. punkt ten w określonych warunkach może się przemieszczać z prędkością do 6,5 m/s. oscylacje tego punktu występują zarówno przy stacjonarnym oddziaływaniu wiązki na materiał, jak i w czasie spawania z pełnym i niepełnym przetopem [5]. urządzenia do spawania wiązką elektronów od momentu zainstalowania pierwszej spawarki elektronowej w przemyśle minęło prawie sześćdziesiąt lat, a pomimo tego w ostatnim dziesięcioleciu nastąpił dynamiczny rozwój urządzeń. światowi producenci oferują zarówno urządzenia uniwersalne jak i specjalistyczne. o wyborze urządzenia decyduje wiele czynników, takich jak: rodzaj spawanych materiałów, wielkość, kształt i masa elementów, przewidywana wydajność procesu spawania, a także to czy proces będzie prowadzony samodzielnie czy też będzie częścią linii technologicznej. uwzględnienie wszystkich czynników pozwala zaprojektować i wykonać urządzenie tak, aby uzyskać wymaganą jakość spawanych elementów oraz ograniczyć koszty eksploatacyjne [10]. nowoczesne urządzenia nawet o napięciu przyspieszającym 150 kv są całkowicie bezpieczne dla użytkowników i spełniają wymagania w zakresie ochrony radiologicznej. ponadto urządzenia są wyposażone w szereg systemów ułatwiających ich obsługę, do których można zaliczyć m.in.: – stoły robocze, obrotniki oraz manipulatory sterowane numerycznie, – automatyczny układ korekcji wiązki, – układ obserwacji spawanego elementu przy użyciu kamery ccd, – układ obserwacji spawanego elementu przy użyciu elektronów wstecznie rozproszonych, – automatyczny układ śledzenia osi złącza, – automatyczny układ kontroli procesu, – automatyczny układ kontroli jakości złącza. ze względu na wymagania technologiczne, produkcyjne i metalurgiczne stosowane są następujące rozwiązania konstrukcji spawarek do spawania wiązką elektronów [3]: – spawarki przeznaczone do spawania w wysokiej próżni, z działem umieszczonym wewnątrz lub na zewnątrz komory roboczej, – spawarki z częściową próżnią lub o redukowanym ciśnieniu (rpeb – reduced pressure electron beam welding) z komorami lokalnymi zamocowanymi na spawanej konstrukcji, 127przegląd spawalnictwa vol. 87  10/2015 spawarki bezpróżniowe (nvebw – non vacuum electron beam welding). podział urządzeń do spawania wiązką elektronową przedstawiono na rysunku 5. przykład urządzenia specjalistycznego taktowego do spawania wirników przedstawiono na rysunku 6, natomiast urządzenie uniwersalne komorowe na rysunku 2. rys. 5. podział urządzeń do spawania wiązką elektronów fig. 5. division of electron beam welding machines rys. 6. przykład specjalistycznego urządzenia do spawania wiązką elektronów elementów turbin [11] fig. 6. example of electron beam welding machine for turbocharger [11] zasady kształtowania złączy spawanych wiązką elektronów technologia spawania wiązką elektronów, ze względu na obszar zastosowania i jakość połączeń spawanych, jest nieporównywalna z technologiami spawania łukowego, a w niektórych przypadkach również ze spawaniem wiązką laserową [12]. odmienne są też zasady konstruowania złączy spawanych tą metodą i możliwości wykorzystania unikatowych, w niektórych przypadkach możliwości tej technologii. należy jednak podkreślić, iż najefektywniej technologię można wykorzystać przy produkcji nowych wyrobów, w przypadku których już na etapie projektowania przewidziano tę metodę łączenia. przy ocenie konstrukcji pod względem zastosowania spawania wiązką elektronów należy zwrócić uwagę na położenie oraz dostęp do spoiny. niemal każda spoina dostępna optycznie może być wykonana przy użyciu wiązki elektronów [13]. na rysunku 7 przedstawiono przykłady rozwiązań konstrukcyjnych złączy spawanych. w większości przypadków proces spawania wiązką elektronów realizowany jest bez materiału dodatkowego. jednak z powodów metalurgicznych stosuje się materiał dodatkowy w postaci taśmy wprowadzonej bezpośrednio pomiędzy spawane elementy [14]. można również prowadzić proces spawania z materiałem dodatkowym w postaci drutu lub proszku podobnie jak w technologiach laserowych. równocześnie należy zaznaczyć, iż elementy przed spawaniem powinny być starannie wyczyszczone. obecność powłok wytwarzanych takimi metodami jak: nawęglanie, azotowanie, chromianowanie, fosforanowanie może prowadzić do porowatości oraz pęknięć w spoinie, co w konsekwencji spowoduje obniżenie wytrzymałości złącza [14]. rys. 7. przykłady złączy spawanych wykonywanych przy użyciu wiązki elektronów [13] fig. 7. examples of weld types produced with electron beam welding [13] zastosowanie spawania wiązką elektronów spawanie wiązką elektronów ze względu na specyfikę procesu jest wykorzystywane, m.in. do [15,16]: – spawania elementów o grubości aż do 300 mm w jednym przejściu, – spawanie elementów o małej grubości (od 0,025 mm), ale z bardzo dużymi prędkościami, np. spawanie blach aluminiowych o grubości 1 mm z prędkością 60 m/min, – spawanie materiałów reaktywnych lub trudnotopliwych jak np.: wolfram, beryl, – wykonywanie złączy z materiałów różniących się składem chemicznym, własnościami fizycznymi i mechanicznymi, jak np.: stal ze stopem aluminium. spawanie wiązką elektronów stosowane jest w przemyśle: – motoryzacyjnym, – lotniczym, – energetycznym i elektroenergetycznym, – budowie maszyn, – medycznym, – szynowym i kolejnictwie. przykładowe porównanie spawania przy użyciu wiązki elektronów z innymi procesami przedstawiono w tablicy i. obliczenia wykonano dla elementu stalowego o grubości 150 mm. na rysunku 8 przedstawiono przykładowe elementy próbne wykonane przy użyciu wiązki elektronów w instytucie spawalnictwa. 128przegląd spawalnictwa vol. 87 10/2015 parametr proces spawania wiązka elektronów mig/mag wąskoszczelinowe łuk kryty wąskoszczelinowe łuk kryty natężenie prądu 0,27 a 260 a 650 a 510 a napięcie 150 kv 30 v 30 v 28 v przekrój poprzeczny rowka spawalniczego 800 mm2 2100 mm2 4900 mm2 5900 mm2 ilość ściegów 1 35 81 143 materiał dodatkowy 0 23 kg 54 kg 66 kg wydajność stapiania 7,7 kg/h 5 kg/h 13 kg/h 9 kg/h czas spawania elementu próbnego 27 min 4 h 35 min 4 h 11 min 7 h 27 min tablica i. porównanie spawania wiązką elektronów z innymi procesami spawania elementu stalowego o grubości 150 mm [17] table i. a comparison of electron beam welding with other welding processes for a steel plate 150 mm in thickness [17] króciec wałek sprzęgowy koło zębate z koszem korpus sprzęgła elektromagnetycznego obrabiarki rys. 8. przykładowe elementy spawania wiązką elektronów w instytucie spawalnictwa fig. 8. example of electron beam elements welding at instytut spawalnictwa podsumowanie pomimo faktu, iż zjawisko głębokiej penetracji przy spawaniu wiązką elektronów zostało odkryte prawie 60 lat temu (1958 r.) sam proces spawania wciąż jest fascynujący i powszechnie stosowany w wielu gałęziach przemysłu. unikalne własności samego procesu sprawiają, że na świecie ponad 3000 firm wykorzystuje tą technologię do produkcji masowej, mało seryjnej lub wytworzenia pojedynczych elementów. nowym obszarem wykorzystania wiązki elektronów, które umożliwiło dopiero rozwinięcie systemów sterowania, jest modyfikacja powierzchni i szybkie prototypowanie. ponadto należy podkreślić, iż pomimo ciągłego i szybkiego rozwoju urządzeń do spawania wiązką laserową, nadal spawanie wiązką elektronową jest niezastąpioną technologią umożliwiającą wprowadzenie na rynek nowych wyrobów lub znaczące ograniczenie kosztów wytwarzania obecnie oferowanych produktów. 129przegląd spawalnictwa vol. 87  10/2015 literatura [1] j. dworak, „spawanie wiązką elektronów 50 lat doświadczeń instytutu spawalnictwa” biuletyn instytutu spawalnictwa, vol.59(1), s. 53-62, 2015. [2] s. wójcicki, „zastosowanie termicznych oddziaływań skoncentrowanych wiązek elektronowych dużej mocy z ciałem stałym w polskim przemyśle i nauce. polska elektronika próżniowa wczoraj i dziś”, oficyna wydawnicza politechniki wrocławskie, 2005. [3] a. klimpel, „podręcznik spawalnictwa”. tom 1, wydawnictwo politechniki śląskiej, gliwice 2013. [4] a. barbacki, „mikroskopia elektronowa”, wydawnictwo politechniki poznańskiej, poznań 2007. [5] j. dworak, „spawanie stali ulepszania cieplnego oscylującą wiązką elektronów” biuletyn instytutu spawalnictwa, vol.36(4), s. 54-57, 1992. [6] k. friedel, „odziaływanie wiązki elektronowej na ciało stałe w warunkach głębokiej penetracji”, prace naukowe instytut technologii elektronowej politechniki wrocławskiej nr 27, seria monografie 8, 1983. [7] y. arata, k. terai, s. matsuda, “study on characteristics of weld defects and its prevention in electron beam welding (report 3)”, transaction of japan welding research institute, nr 1, s. 81-83, 1973, [8] g. nikolajev, „specjalnyje metody svarki”, moskva, maszinostrojenie, 1975. [9] w. barwicz, „wiązka elektronowa w przemyśle”, wnt, warszawa 1989. [10] m.st. węglowski, j. dworak, s. błacha, „spawanie wiązką elektronów – urządzenia” biuletyn instytutu spawalnictwa, vol. 58(4), s. 46-52, 2014. [11] materiały reklamowe cve, 2012 [12] m.st. węglowski, j. dworak, s. błacha, „spawanie wiązką elektronów charakterystyka metody” biuletyn instytutu spawalnictwa, vol.58(3), s. 25-32, 2014. [13] j. dworak, m. pietrzak, „podstawowe zasady kształtowania złączy spawanych wiązką elektronów – charakterystyka złączy” biuletyn instytutu spawalnictwa, vol.37(3), s. 27-31, 1993. [14] „fundamental principles for the designing of components for electron beam welding in fine and high vacuums”. technical bulletin dvs 3201, 2010. [15] k.r. schulze, “electron beam welding. schweissen und schneiden wissen kompakt – compact knowledge”, 2012. [16] z. sun, r. karppi, “the application of electron beam welding for the joining of dissimilar metals: an overview” journal of materials processing technology, vol. 59, s. 257-267, 1996. [17] a. saxena, electron beam welding. materiały szkoleniowe. 201111_pspaw.pdf 37przegląd spawalnictwa 11/2011 mirosław nowak mariusz nowicki kierunki rozwoju technik i technologii zgrzewania na przykładach rozwiązań firmy tecna development directions of bonding technique  and technology in the examples of tecna solutions inż. mirosław nowak (ewe), mgr inż. mariusz nowicki (ewe) – technika spawalnicza, poznań. streszczenie w artykule przedstawiono podstawowe informacje techniczne na temat zgrzewarek inwertorowych oraz wykaz ich zalet w stosunku do tradycyjnych zgrzewarek prądu zmiennego. ponadto opisany został system tecna ethernet przeznaczony do programowania parametrów, archiwizacji i analizy statystycznej wykonywanych zgrzein, który staje się niezbędnym rozwiązaniem w przedsiębiorstwach, gdzie pracuje dużo zgrzewarek. abstract the article presents basic technical information on inverter welders and a list of their advantages over traditional ac welding machines. in addition, the article describes tecna ethernet system designed for programming of welding parameters, archiving and statistical analysing of performed welds, which becomes an essential solution for businesses using a large amount of welding machines. zgrzewarki inwerterowe spełnienie nowych, coraz wyższych wymagań w dziedzinie technologii zgrzewania jest możliwe dzięki zastosowaniu nowoczesnych zgrzewarek i urządzeń kontrolno-pomiarowych. dlatego zagadnieniami ciągłego rozwoju urządzeń zgrzewalniczych zajmuje się wiele placówek badawczych oraz światowych producentów tych urządzeń. ciągły rozwój urządzeń do zgrzewania wiąże się nie tylko ze wzrostem wymagań technologicznych, ale także ze stałym postępem w elektronice i energoelektronice [1]. przełom konstrukcji zgrzewarek spowodowany był pojawieniem się pod koniec lat 80. wysokonapięciowych tranzystorów o dużej obciążalności prądowej. dzięki tym elementom czołowi producenci wprowadzili do produkcji zgrzewarki inwertorowe o częstotliwości przetwarzania 600÷2000 hz (aktualnie tecna oferuje częstotliwość w zakresie 1000÷4000 hz), wyposażone w szybkie diody prostownicze w obwodzie wtórnym (rys. 1). zgrzewarki te wyróżniają się lepszymi właściwościami energetycznymi (współczynnik mocy ok. 0,95), technologicznymi (większa dynamika procesu niż w klasycznych zgrzewarkach prądu stałego i przemiennego), a także możliwość kształtowania charakterystyki przebiegu prądu zbliżonej do zgrzewarek kondensatorowych [1]. w zgrzewarkach z przemianą częstotliwości występuje kilka etapów przetwarzania energii. w pierwszym rys. 1. zgrzewarka inwertorowa o mocy 180 kva produkcji firmy tecna fig. 1. 180 kva inverter welder made by tecna widoczny blok przetwarzania prądu zgrzewania 38 przegląd spawalnictwa 11/2011 etapie przetwarzania w układzie prostownika trójfazowego zasilanego z sieci trzyfazowej i filtrze pojemnościowym energia prądu przemiennego o częstotliwości 50 hz ulega zmianie na energię prądu stałego i zostaje zmagazynowana w kondensatorze. w drugim etapie przetwarzania, w falowniku opartym na tranzystorach igbt, dokonywana jest zmiana napięcia stałego na jednofazowe napięcie przemienne o częstotliwości np. 1000 hz. kolejnym etapem przetwarzania jest obniżenie przemiennego napięcia jednofazowego w transformatorze średniej częstotliwości do napięcia zgrzewania, a tym samym uzyskanie odpowiedniego prądu zgrzewania w ka. w dalszej kolejności, w module prostowniczym po stronie wtórnej transformatora dokonuje się dwupołówkowe prostowanie prądu zgrzewania, w wyniku czego powstaje prąd stały o niewielkich tętnieniach. finalnym etapem przetwarzania, jak we wszystkich zgrzewarkach oporowych, jest zmiana prądu zgrzewania na energię cieplną wydzielaną w tworzonej zgrzeinie (rys. 2). zgrzewarki inwertorowe (rys. 3) oparte na koncepcji zmiany standardowego zasilania obwodu wtórnego prądem zmiennym na prąd stały charakteryzują się wieloma nowymi, dotychczas niemożliwymi do osiągnięcia cechami i parametrami, takimi jak: 1 zmniejszenie poboru mocy oraz obciążenia prądowego sieci – moc transformatora energetycznego rys. 2. schemat ideowy przetwarzania prądu w zgrzewarce inwertorowej fig. 2. the scheme of current transformation in the inverter welder rys. 3. wdrożone do produkcji stanowisko do zgrzewania nakrętek m14 do blach o grubości powyżej 6 mm przy zastosowaniu zgrzewarki inwertorowej oraz wibracyjnego podajnika nakrętek fig. 3. produced station for m14 screw cap and over 6 mm thick plate bonding using inverter welder and vibrator cap supplier zasilającego zgrzewarkę, przy tych samych wymaganiach dotyczących obwodu wtórnego, jest dla zgrzewarki prądu zmiennego aż czterokrotnie większa niż moc potrzebna do zasilania zgrzewarki inwertorowej. tablica i obrazuje przykładowe wartości prądu zgrzewania wymaganego w obwodzie wtórnym obu zgrzewarek, 2 wykonanie tej samej jakości zgrzeiny przy znacznie mniejszym prądzie zgrzewania niż na zgrzewarce konwencjonalnej (rys. 4), 3 symetryczne obciążenie wszystkich trzech faz sieci zasilającej, 4 znikomy spadek napięcia wtórnego wraz ze wzrostem długości ramion, co daje oszczędności zarówno energetyczne, jak i zużycia elektrod. pozwala też na uzyskanie dużo większych wartości prądu zgrzewania dla długich ramion, co w konsekwencji pozwala na zastosowanie zgrzewarki inwertorowej o mniejszej mocy nominalnej niż użyta w takim przypadku zgrzewarka prądu zmiennego, a w niektórych przypadkach pozwoli na zgrzanie elementów w dużej odległości od korpusu zgrzewarki, co w przypadku zgrzewarki klasycznej wymagałoby by użycia bardzo dużego transformatora (rys. 5), 5 wysoka wartość cos φ, współczynnik mocy osiąga wartość ok. 0,95, 6 zmniejszenie negatywnego efektu wpływu pola magnetycznego podczas zgrzewania, tablica i. przykładowe wartości prądu zgrzewania wymaganego w obwodzie wtórnym obu zgrzewarek table i. examples of necessary in the secondary circuit current in both welding machines rodzaj prądu zgrzewania natężenie prądu zgrzewania ka napięcie wtórne v pierwotny prąd fazowy a moc transformatora energetycznego % 50 hz 40 11,9 1250 422 prąd stały 40 4,0 296 100 rys. 4. zależność średnicy jądra zgrzeiny od natężenia prądu zgrzewania przy stosowaniu zgrzewarek: z wewnętrzną przemianą częstotliwości, trójfazowych prądu stałego i jednofazowych prądu przemiennego [1] fig. 4. function of weld nugget diameter and current for using welding machines with internal frequency change, three-phase direct current, and single-phase alternating current [1] 39przegląd spawalnictwa 11/2011 7 regulacja czasu zgrzewania z dokładnością do 1 ms podczas gdy dotychczasowe możliwości zgrzewarek prądu zmiennego kończyły się na wartości 10 ms (a najczęściej 20 ms), dwudziestokrotne skrócenie kontrolowanego przez sterownik czasu zgrzewania, wysoka precyzja regulacji natężenia prądu oraz możliwość kształtowania charakterystyki przebiegu prądu zbliżonej do zgrzewarek kondensatorowych powodują, że zgrzewarki inwertorowe stają się szczególnie przydatne do wykonywania mikrozgrzewań, gdzie dotychczas najpewniejsze były zgrzewarki kondensatorowe. dają możliwość zgrzewania materiałów trudno zgrzewalnych, m.in. takich jak miedź, aluminium i jego stopy, a także materiałów o różnych właściwościach fizycznych, które wymagają skoncentrowanej energii dostarczonej w krótkim czasie (firma resistronic – producent najwyższej klasy urządzeń do mikrozgrzewania w ciągu kilku lat zmieniła całkowicie swoją ofertę, wprowadzając w miejsce dotychczasowych zgrzewarek kondensatorowych nowe, inwertorowe źródła zgrzewalnicze), 8 uzyskanie złączy o większych wymiarach bez ryzyka powstawania wyprysków, 9 wyższa jakość i estetyka zgrzeiny, 10 zwiększenie trwałości elektrod ze względu na zauważalne obniżenie prądu zgrzewania w przypadku zgrzewarki inwertorowej, 11 ze względu na kilkakrotnie mniejszą masę transformatora pojawiła się możliwość szerokiego zastosowania zgrzewarek inwertorowych na stanowiskach zrobotyzowanych. jak każda nowa technologia, tak i zgrzewarki inwertorowi poza wieloma pozytywnymi zmianami opisanymi powyżej, mają też wady. jedynymi zauważalnymi dotychczas wadami zgrzewarek inwertorowych są wysoka cena oraz złożona konstrukcja. należy jednak przewidywać, że w przypadku upowszechnienia tych zgrzewarek w znaczący sposób obniżona zostanie cena samego urządzenia i uproszczony zostanie sposób wytwarzania. rys. 5. zależność spadku napięcia od długości stosowanych ramion w zgrzewarkach [2]; 1 – spadek napięcia dla zgrzewarki jednofazowej prądu zmiennego, 2 – spadek napięcia dla zgrzewarki inwertorowej prądu stałego fig. 5. function of voltage decrease and welding machine arm length [2]; 1 – voltage decrease for single-phase alternating current, 2 – voltage decrease for direct current inverter welding machine rys. 6. zależność trwałości elektrod oraz zużycia energii przy zastosowaniu zgrzewarek inwertorowych i zgrzewarek prądu przemiennego na przykładzie zgrzewania blach ocynkowanych typu solplex [1] fig. 6. function of electrodes life and energy consumption for inverter welding machines and ac welding machines galvanized solplex plates [1] nowoczesne techniki zarządzania zgrzewarkami oporowymi pierwsze lata xxi w. przyniosły, na niespotykaną dotąd skalę, rozwój przemysłu motoryzacyjnego. technologia łączenia elementów metalowych za pomocą zgrzewania oporowego stała się bardzo popularna w tej branży stanowiąc aktualnie główny sposób łączenia metalowych elementów samochodu. stale rosnące wymagania jakościowe dotyczące połączeń zgrzewanych i wynikająca z potrzeby łączenia nowych materiałów konstrukcyjnych konieczność zagwarantowania stabilnych i powtarzalnych parametrów spowodowały powstanie nowej generacji sterowników mikroprocesorowych, które mogą zapewnić niezwykłą precyzję nastawianych parametrów. powstające linie technologiczne bardzo często składają się z kilkudziesięciu zgrzewarek wymagających stałej kontroli parametrów prowadzonej przez nadzór technologiczny. konieczna jest również systematyczna kontrola elektrod oraz planowa ich wymiana. bardzo często zdarza się, że wykonywane w dziesiątkach tysięcy zgrzeiny wymagają również archiwizacji dla potrzeb odbiorcy. realizacja tego przedsięwzięcia w tradycyjnych warunkach, czyli przy obsłudze indywidualnej każdej zgrzewarki, staje się bardzo uciążliwa. dlatego, wychodząc naprzeciw użytkownikom takich rozbudowanych linii zgrzewalniczych tecna stworzyła program komunikacyjny tecna ethernet oparty na protokole tcp/ip udostępniającym możliwość transferu informacji pomiędzy poszczególnymi sterownikami znajdującym się w wyodrębnionej wspólnej sieci komunikacyjnej. program może zostać zainstalowany na wytypowanym komputerze np. w biurze technologicznym lub dziale produkcyjnym. 40 przegląd spawalnictwa 11/2011 zadaniem tego systemu jest umożliwienie zdalnego programowania parametrów zgrzewania oraz kontroli realizowanych w trakcie zgrzewania parametrów nawet na 254 jednostkach zgrzewających połączonych wewnątrz lokalnej niezależnej sieci ethernetowej. tecna ethernet nie tylko zarządza programowaniem wszystkich jednostek połączonych ze sobą w sieć, ale także może być wykorzystany do tworzenia pełnej dokumentacji informacji wyjściowych, pozwalając użytkownikowi na archiwizowanie wszystkich zaprogramowanych i zastosowanych parametrów wykonanych zgrzein. oferuje on również możliwość tworzenia kopii zapasowych wszystkich programów zapisanych w sterownikach. ekran główny umożliwia użytkownikowi w zależności od posiadanego poziomu dostępu korzystanie z różnych oferowanych opcji, takich jak archiwizacja, programowanie lub prowadzenie statystyki parametrów. zastosowanie programu tecna ethernet pozwala na zdalne programowanie wszystkich dostępnych na określonym sterowniku parametrów. spośród wielu dostępnych opcji możliwe jest np. nastawienie takich parametrów jak czas docisku wstępnego, czas opóźnienia przekucia, czas podgrzewania i wygrzewania, czas chłodzenia, czas zgrzewania, prądy zgrzewania, energie zgrzewania, czas narastania i opadania prądu, ilości impulsów, czas docisku końcowego, limity prądowe i wiele innych parametrów wpływających na jakość zgrzewania. dostęp do regulacji parametrów jest ułatwiony dzięki zastosowaniu w programie tecna ethernet szaty graficznej odpowiadającej każdemu sterownikowi w rzeczywistości. zarządzanie programem tecna ethernet może być realizowane z trzech poziomów dostępu. najniższy, tzw. podstawowy umożliwia operatorowi czytanie parametrów oraz ich analizę wewnątrz poszczególnych sterowników, bez możliwości ingerencji w parametry zgrzewania. w kolejnym użytkownik zaawansowany ma uprawnienia takie, jak w podstawowym oraz możliwość konsultowania i nastawiania parametrów zgrzewania. najwyższy ma wszystkie uprawnienia poprzedniego oraz dostęp do wszelkich informacji serwisowych i kodowych. magazynowanie danych poszczególnych sterowników, czyli tzw. archiwizacja parametrów (rys. 9) umożliwia zebranie wszystkich parametrów stosowanych w sterownikach łącznie z danymi dotyczącymi zgrzeiny. ponieważ każda wykonana zgrzeina jest opisana również czasem wykonania, możliwe staje się w przypadku wykrycia nieprawidłowości w zgrzeinach odtworzenie każdego procesu i ustalenie czasu i danych dotyczących niepoprawnie wykonanych zgrzein. system tecna ethernet jest przygotowany do blokowania i izolowania z sieci wybranych jednostek w przypadku wystąpienia na nich awarii lub niebezpieczeństwa dla zdrowia i życia personelu obsługującego. tecna ethernet działa na standardach tcp/ip. program komunikuje się ze sterownikiem przez interfejs zamieszczony na sterowniku. działa on jak most łączący pomiędzy wewnętrznym protokołem sterownika a zewnętrznym lokalnej sieci, do której podłączone rys. 7. ekran główny programu tecna ethernet fig. 7. main menu of tecna ethernet software program – wybór programu, setup – ustawienie wstępne, stepper – funkcja narostu prądu wraz z postępującym zużyciem elektrod, features – ustawienia serwisowe, diagnostic – diagnostyka, program sequence – praca w zamkniętym cyklu przy różnych parametrach dla każdej zgrzeiny, dressing – programowanie ostrzenia cyklu elektrod, thickness sense – pomiar grubości rys. 8. przekształcony ekran sterownika wybranej zgrzewarki nr 192.168.2.11 fig. 8. changed control menu of selected no 192.168.2.11 welding machine rys. 9. przykładowa tabela archiwizacji parametrów zgrzewania na zgrzewarce 192.168.2.11 z dnia 26.02.2010 od godz. 16.31.24 do 16.31.36 fig. 9. example of table for welding parameters storage for 192.168.2.11 welding machines collected 26.02.2010 between 16:31:24 and 16:31;36 41przegląd spawalnictwa 11/2011 są jednostki zgrzewalnicze. wszystkie sterowniki w obrębie sieci są „niewolnikami”, tj. mogą brać udział w operacji tylko i wyłącznie, jeśli zostaną „poproszone” przez program zarządzający. istotne dla poprawnego działania programu tecna ethernet jest, aby sieć obsługująca zgrzewarki nie była połączona z żadną inną siecią działającą w obrębie zakładu. program tecna ethernet może przyjąć do współpracy praktycznie wszystkie sterowniki firmy tecna mające możliwość odczytu parametrów rzeczywistych, tzn. te500, te550, te600, te450, te470, te700, te710. istotną cechą programu jest jego zdolność, na podstawie zgromadzonych danych, do prowadzenia statystyki określonej zgrzeiny tzn. realizowania odczytów w porządku chronologicznym oraz tworzenie wykresów wzajemnych zależności wybranych parametrów zgrzewania. rys. 10. wykres statystyczny przeprowadzonego zgrzewania z zadanymi parametrami prądu zgrzewania o wartości 0,93 ka w czasie 60 ms fig. 10. diagram of welding with the 0,93 ka current and 60 ms welding time wnioski stałą tendencją rozwoju technologii zgrzewania elementów metalowych będzie coraz szerszy zakres stosowania zgrzewarek inwertorowych, których najważniejszymi zaletami z perspektywy obecnych wymogów są: – mniejszy pobór mocy i obciążenia prądowego sieci, – wyższa jakość wykonanych zgrzein, – wzrost precyzji nastawiania parametrów zgrzewania, – przydatność do zgrzewania materiałów trudno spawalnych, – spadek zużycia elektrod, – spadek negatywnego efektu wpływu pola magnetycznego podczas zgrzewania korzystny zarówno dla samego zgrzewania, jak i dla operatora. literatura [1] piątek m.; urządzenia stosowane w procesie zgrzewania rezystancyjnego; zgrzewanie nr 1/1/2002. w przedsiębiorstwach, w których jest dużo zgrzewarek oporowych i gdzie jakość wykonywanych zgrzein decyduje o bezpieczeństwie użytkowników zgrzanych elementów, konieczna stanie się centralna koordynacja pracy tych maszyn, rygorystyczny system wprowadzania parametrów tylko przez jednostki uprawnione oraz pełna archiwizacja wykonanych zgrzein. umożliwi to elektroniczny system nadzoru technicznego prowadzony w sieci „ethernetowej”, czego przykładem może być opisany program tecna ethernet. [2] klimpel a.; spawanie, zgrzewanie i cięcie metali; wydawnictwa naukowo – techniczne, warszawa 1999. [3] materiały firmowe firmy tecna. paweł cegielski, andrzej kolasa, krzysztof skrzyniecki, paweł kołodziejczak komputerowy system do badań właściwości statycznych i dynamicznych źródeł energii elektrycznej do spawania łukowego streszczenie od kilku lat w zakładzie inżynierii spajania politechniki warszawskiej prowadzone są prace badawczo-konstrukcyjne nad opracowaniem i wdrożeniem do praktyki systemu pomiarowego dla potrzeb badań właściwości statycznych i dynamicznych urządzeń zasilania łuku spawalniczego. pierwsze wersje tego systemu były omawiane fragmentarycznie w publikowanych wcześniej opracowaniach. najnowsza jego wersja jest połączeniem wirtualnego przyrządu pomiarowego ze sterowanym obciążeniem rezystancyjnym. w artykule omówiono najważniejsze założenia konstrukcyjne oraz praktyczną realizację opracowanego, unikalnego systemu pomiarowego. artykuł zostanie opublikowany w numerze 1/2012 przeglądu spawalnictwa. zapowiedź wydawnicza 201206_pspaw.pdf 16 przegląd spawalnictwa 6/2012 krzysztof scheithauer katarzyna scheithauer michał scheithauer analiza metod podgrzewania kotłowych paneli gazoszczelnych przed spawaniem promiennikami podczerwieni i elementami oporowymi analysis of methods of heating up gastight panels  of boiler before welding with infrared radiators  and resistance elements mgr inż. krzysztof scheithauer, mgr inż. katarzyna scheithauer, mgr inż. michał scheithauer – politechnika opolska. streszczenie w artykule analizowano proces podgrzewania przed spawaniem paneli gazoszczelnych ścian wodnorurowych promiennikami podczerwieni, a także porównano tę metodę z opracowaną i opatentowaną technologią, opartą na użyciu wewnętrznych grzałek oporowych. praca poparta jest eksperymentami w zakresie obu metod, przeprowadzonymi na zespawanym fragmencie panelu ściany membranowej. eksperymenty udokumentowane są wykresami tworzonymi przez programator temperatury p62. dodatkowo przeprowadzono obszerne obliczenia opisujące proces podgrzewania i kontrolowanego chłodzenia (obliczenia do wglądu u autorów pracy) oraz obliczenia ekonomiczne porównujące obie badane metody. abstract in this article there was made an analysis of methods of heating up gastight waterpipe walls of boiler before welding with infrared radiators and comparison with copyright technology, protected by patent, based on using inner resistance heating elements. this research was backed with experiments in the range of both methods, being conducted on welded part of membrane wall’s panel. the experiments are well substantiated with digital graphs made by temperature program selector p62. moreover this master’s thesis are expanded with thorough calculations which are to describe the preheating process (calculations available for inspectors at the author) and controlled cooling and with economic calculations which compares both methods. podgrzewanie wstępne paneli na zautomatyzowanej linii spawalniczej wzrost ilości składników stopowych sprawia, że spawając nowoczesne stale, niejednokrotnie trzeba spełniać rygorystyczne zalecenia wykonawcze, począwszy od podgrzewania rur przed spawaniem i podczas procesu, na obróbce cieplnej kończąc. proces podgrzewania jest istotny w obróbce cieplnej złączy spawanych, gdyż zabezpiecza je przed powstawaniem pęknięć. w zastosowaniach przemysłowych szeroko stosowane jest podgrzewanie oporowe, z wykorzystaniem mat grzejnych, indukcyjne lub gazowe. w warunkach wytwórcy produkującego panele przy użyciu zautomatyzowanej linii spawalniczej najprostszym rozwiązaniem jest ustawienie palników gazowych na wejściu do urządzenia spawalniczego. 17przegląd spawalnictwa 6/2012 na rysunku 1 przedstawiono przykładową linię produkcyjną, wyposażoną w automat spawalniczy oraz uzupełnioną palnikami gazowymi. przy spawaniu nowoczesnych stali kotłowych ważna jest możliwość kontroli temperatury spawanych elementów, zanim znajdą się one pod głowicą spawalniczą. w przypadku palnika gazowego nieznany jest rozkład temperatury w materiale rur i płaskownika. każda stal ma zalecane parametry spawania, m.in. prędkość spawania, która limituje czas kontaktu płomienia z fragmentem rury czy płaskownika, co nie pozwala na ich równomierne nagrzanie. krótki odcinek dzielący palnik od głowicy ogranicza również możliwość wprowadzenia efektywnego sterowania ciśnieniem gazu w zależności od temperatury elementu. wykorzystanie promienników podczerwieni w linii produkcyjnej celem modyfikacji procesu jest wprowadzenie wstępnego podgrzewania za pomocą promienników podczerwieni (rys. 2). promienniki przekazują energię do otoczenia nie tylko przez radiację, lecz także częściowo przez przewodzenie i konwekcję, przy czym udział promieniowania w tej wymianie powinien być nie mniejszy niż 50% [1]. głównym elementem prostego w budowie elektrycznego promiennika podczerwieni jest żarnik wykonany z drutu oporowego, przez który przepływa prąd, nagrzewając drut do określonej temperatury. proponowana modyfikacja linii produkcyjnej polega na rozmieszczeniu przed automatem spawalniczym odpowiedniej liczby promieników (rys. 2). uprzednio nagrzane do wymaganej temperatury rury oraz płaskownik mogą być bezpośrednio kierowane do spawania, bez konieczności stosowania kłopotliwego palnika. technologia ta zapewnia kontrolowane nagrzanie spawanych elementów i utrzymanie temperatury w czasie powolnego najazdu na głowicę spawalniczą. kontrola temperatury może być wykonywana np. za pomocą przyrządu do pomiaru dotykowego. dodatkowo promienniki można umieścić także za automatem, co umożliwi kontrolowane wychłodzenie elementów do temperatury wymaganej przez ewentualny kolejny proces technologiczny. ograniczeniem jest to, że użycie promienników pozwala na spowolnienie procesu chłodzenia dopiero na wysokości stołów rolkowych za automatem spawalniczym. ułożenie ich bezpośrednio za automatem uniemożliwiłoby obsłudze swobodne poruszanie się wokół urządzenia. technologia spawania ścian szczelnych wiąże się z wykonaniem spoin po obu stronach elementu, konieczne jest więc zawracanie dwójek, czwórek, ósemek (pasów złożonych z dwóch, czterech, ośmiu rur) itd. ponownie do miejsca podgrzewania wstępnego. z ekonomicznego punktu widzenia zatem korzystne jest ich wychłodzenie tylko do poziomu temperatury podgrzewania wstępnego. wykorzystanie wewnętrznych grzałek oporowych w linii produkcyjnej inną propozycją realizacji podgrzewania przed spawaniem są grzałki oporowe wsuwane do wnętrza rur, zasilane wyżarzarką oporową (rys. 3 – hm1). rury uprzednio nagrzane grzałkami do wymaganej temperatury mogą być bezpośrednio kierowane do spawania, bez konieczności dogrzewania ich palnikiem, który jest używany jedynie do podgrzania niepołączonego z rurą płaskownika. ze względu na małą masę i prostą geometrię płaskownika, rys. 1. przykładowa linia produkcyjna do spawania ścian szczelnych ze stali o małych wymaganiach technologicznych: 1 – automat spawalniczy, 2 – palniki gazowe, 3 – rury przygotowane do spawania fig. 1. demonstration production line for welding gastight walls made of low technological requirements steel: 1 – welding machine, 2 – gas burners, 3 – pipes waiting for welding rys. 2. zmodyfikowana linia produkcyjna do spawania ścian szczelnych ze stali o wysokich wymaganiach technologicznych: 1 – promienniki podczerwieni do podgrzewania rur i płaskowników przed spawaniem, 2 – promienniki podczerwieni zapewniające powolne chłodzenie pospawanych elementów fig. 2. modified production line for welding gastight walls made of high technological requirements steel: 1 – infrared radiators to heating up pipes and fins before welding, 2 – infrared radiators to slow cooling welded elements kierunek spawania kierunek spawania 18 przegląd spawalnictwa 6/2012 palnik jest łatwy do wyregulowania i nie wymaga dużej mocy. po wykonaniu pierwszej spoiny płaskownik zyskuje metaliczne połączenie z rurami i wówczas grzałki zapewniają jego odpowiednie dogrzanie, co przy drugim przejściu przez urządzenie spawalnicze pozwala wyłączyć palnik. kontrola temperatury nagrzewanych rur może być dokonywana za pomocą termoelementów lub przyrządu do pomiaru dotykowego. wychłodzenie rur przed drugim przejściem tylko do poziomu temperatury podgrzewania wstępnego pozwala zaoszczędzić energię potrzebną do ponownego nagrzania rur. w przypadku niektórych stali, pospawane elementy niezwłocznie powinny zostać poddane procesowi wyżarzania odwodorowującego, który jest konieczny dla usunięcia wodoru ze spoiny i swc. w zaproponowanej modyfikacji linii produkcyjnej proces ten jest zasilany i sterowany z drugiej wyżarzarki oporowej (rys. 3 – hm2), która jednocześnie może zasilać grzałki wewnątrz rur chłodzonych po spawaniu. chłodzenie prowadzone jest za pomocą tych samych grzałek, których użyto do podgrzewania do spawania. badania nad wdrożeniem promienników podczerwieni do produkcji ścian membranowych stanowisko badawcze i pomiary badaniom został poddany fragment sześciorurowego panelu ściany szczelnej (rys. 4). wykonany na potrzeby badań promiennik podczerwieni jest przykładem promiennika z metalowym żarnikiem otwartym (rys. 5). zbudowany jest z odpowiednio ukształtowanego drutu oporowego, osadzonego w kształtkach ceramicznych zamocowanych na płycie izolacyjnej. promiennik jest zasilany ze źródła inwertorowego (rys. 6a). pomiar temperatury realizowany jest przez termoelementy typu k rozmieszczone na powierzchni badanego panelu (rys. 7). punkt pomiarowy 6 znajduje się na drucie oporowym. pomiary rejestruje programator temperatury p62 (rys. 6b), dający zapis cyfrowy na karcie pamięci. regulacja temperatury jest zbędna, gdyż urządzenie zasilające działa z mocą 100%. rys. 3. zmodyfikowana linia produkcyjna do spawania ścian szczelnych ze stali o zaostrzonych wymaganiach technologicznych: 1 – palniki gazowe do podgrzewania płaskowników przed spawaniem, 2 – rury przygoyowane do spawania, 3 – prowadnica dla kabli zasilających, 4 – wyżarzarki, 5 – stanowisko do odwodorowania fig. 3. modified production line for welding gastight walls made of raised technological requirements steel: 1 – gas burners to heating fins up before welding, 2 – pipes waiting for welding, 3 – track for power lead, 4 – heating machines, 5 – dehydrogenation station rys. 4. badany fragment panelu ściany szczelnej fig. 4. studied part of gastight wall panel rys. 5. promiennik podczerwieni fig. 5. infrared radiator rys. 6. urządzenia zasilające i przyrządy pomiarowe: a) inwertorowe źródło mocy i kamera termowizyjna, b) programator temperatury p62 fig. 6. power device and measurement instruments: a) inverter power source and thermographic camera, b) temperature program selector p62 rys. 7. warianty rozmieszczenia punktów pomiarowych na powierzchni badanego ekranu fig. 7. variants of arrangemet of mesurement point on the surface of studied panel a) b) 19przegląd spawalnictwa 6/2012 w dalszym etapie badań zasymulowano ruch linii produkcyjnej, przyjmując, że elementy nagrzewane przesuwają się z prędkością 1 m/min. ze względu na budowę rzeczywistej linii produkcyjnej promienniki nie są rozmieszczone na całej długości grzanych elementów wzdłuż ich drogi najazdu na urządzenie spawalnicze. do badań przyjęto, że w miarę przesuwania się elementów na długości 2 m są one poddawane nagrzewaniu przez 2 promienniki, na długości kolejnego 1 m ciepło nie jest dostarczane, następne 2 m znów obsadzone są promiennikami itd. będą to zatem promienniki o długości 1 m i szerokości zbliżonej do szerokości podgrzewanych elementów. przyjęto, że odległość między pierwszym promiennikiem a głowicą spawalniczą wynosi 1,5 m. założono także, że spawany ekran porusza się z zadaną prędkością również po zakończeniu procesu spawania, aż ostatni fragment przejdzie cały cykl chłodzenia. w tym czasie może być spawana np. kolejna „dwójka”. wyniki pomiarów w celu optymalnego doboru promienników do zastosowania w linii produkcyjnej wykonano badania przy dwóch poziomach mocy zasilania. promienniki sprawdzono, przyjmując osiągnięcie temperatury podgrzewania wstępnego do 200°c oraz spokojne chłodzenie po spawaniu. według przyjętych założeń użycie promienników do spowolnienia chłodzenia możliwe jest dopiero 1,5 m od wyjścia rur z automatu spawalniczego. pierwszym etapem badań było podgrzewanie panelu ściany szczelnej z wykorzystaniem inwertorowego źródła zasilania o mocy 3,6 i 10 kw. na rysunkach 8 i 9 przedstawiono wykresy zmiany temperatury w panelu w czasie. przyjęto kryterium osiągnięcia przez wszystkie punkty pomiarowe podczas nagrzewania temperatury 200°c; promiennik 3,6 kw pozwolił nagrzać ekran do wymaganej temperatury w 43 min, a promiennik 10 kw w 10,8 min. widać więc, że użycie promiennika zasilanego ze źródła o mocy 10 kw skróciło czas nagrzewania do temperatury 200°c aż o 32 min. praktyczne zastosowanie promienników podczerwieni do spokojnego chłodzenia po spawaniu zbadane zostało eksperymentalnie podczas symulacji linii produkcyjnej. symulacja ruchu w linii produkcyjnej do odwzorowania wstępnego podgrzewania przed automatem spawalniczym użyto promiennika zasilanego ze źródła o mocy 10 kw. ruch ekranu nad strefami promienników i strefami nieogrzewanymi symulowano przez włączenie i wyłączenie promiennika, aż do osiągnięcia średniej temperatury ok. 200°c. w procesie podgrzewania przed pierwszym spawaniem, zgodnie z obliczeniami teoretycznymi, przeprowadzono 6 cykli odwzorowujących 6 grup skupiających po 2 promienniki. rys. 8. wykres nagrzewania dla 5 punktów pomiarowych dla promiennika 3,6 kw fig. 8. heating up chart for 5 measurement points for radiator 3,6 kw rys. 9. wykres nagrzewania dla 5 punktów pomiarowych dla promiennika 10 kw fig. 8. heating up chart for 5 measurement points for radiator 10 kw rys. 10. wykres całości przeprowadzonej symulacji fig. 10. simulation process chart 20 przegląd spawalnictwa 6/2012 proces spawania symulowano przez obłożenie powierzchni ekranu izolacją z wełny mineralnej i pozostawienie włączonego promiennika aż do wzrostu średniej temperatury ekranu o ok. 200°c. proces kontrolowanego chłodzenia zespawanych elementów odwzorowano przy użyciu promiennika zasilanego ze źródła o mocy 3,6 kw. analogicznie do nagrzewania sekwencyjnie włączano i wyłączano promiennik w 6 cyklach. przed spawaniem drugiej strony panelu ponownie użyto źródła zasilania o mocy 10 kw. tym razem wystarczyły 4 grupy promienników do osiągnięcia temperatury 200°c. po symulacji spawania przeprowadzono chłodzenie promiennikiem zasilanym źródłem 3,6 kw (rys. 10). wnioski z zastosowania metody promiennikowej analiza wyników przeprowadzonej symulacji pozwala stwierdzić, że technologia grzania rur promiennikami podczerwieni może spełnić wymagania stawiane nowoczesnym stalom w celu ograniczenia skłonności do pęknięć zimnych w obrębie spoiny i swc spawanych rur przeznaczonych na kotłowe ściany membranowe. niestety, konstrukcja linii produkcyjnej ogranicza możliwość ciągłego rozmieszczenia promienników. gdyby możliwe było takie ustawienie, eliminowałoby to straty ciepła występujące w metrowych odstępach między grupami promienników. wówczas wystarczyłoby ich mniej do podgrzania elementów do temperatury 200°c. istotnym problemem w technologii grzania opartej na promiennikach są odstępy między automatem spawalniczym i stołami rolkowymi. odstęp nie może zostać zapełniony promiennikami, gdyż utrudniałby pracę obsłudze automatu. do wad tej technologii należy też wrażliwość na niekorzystne warunki pracy, jaką narzuca linia produkcyjna. problem stanowi m.in. zanieczyszczenie powierzchni promienników żużlem z procesu spawania. oczyszczanie rozgrzanego promiennika, gdzie temperatura kanthalu sięga 1000°c, jest niebezpieczne dla obsługi. należy także pamiętać, że kanthal jest materiałem kruchym, więc łatwo o uszkodzenia mechaniczne. można wprawdzie przykryć promiennik przegrodą szklaną, jednak prawdopodobne jest zniszczenie jej podczas eksploatacji. promiennik może być niebezpieczny także wówczas, gdy luźny płaskownik opadnie, dotykając powierzchni elementu grzejnego promiennika, co prowadzi do zwarcia. pod względem bezpieczeństwa zwarcie nie stwarza zagrożenia dla człowieka, gdyż stosowane napięcie nie przekracza wartości bezpiecznych dla życia. w porównaniu do podgrzewania palnikiem gazowym jest to technologia bezpieczniejsza, gdyż nie stwarza zagrożeń związanych z nieszczelnością instalacji gazowej czy wybuchem gazu. pozwala uzyskać bardziej równomierny rozkład strumienia ciepła na szerokości spawanego elementu. ponadto daje możliwość kontroli temperatury za pomocą np. dotykowego urządzenia pomiarowego. jest to metoda elastyczna, którą łatwo można dostosować do zmiennych warunków spawania, wynikłych z różnorodności materiałów oraz wymiarów spawanych paneli ścian szczelnych. jeżeli trzeba zmienić temperaturę podgrzewania, można zmienić moc zasilania promienników lub moc całego układu przez włączenie bądź wyłączenie promienników. pod względem szerokości spawanego elementu korzystne jest ułożenie jednego rzędu promienników na środku stołu rolkowego, a po obu stronach podzielonych na pół promienników (rys. 12). rys. 11. rozkład temperatury na górnej powierzchni na szerokości ekranu w procesie symulacji linii produkcyjnej fig. 11. temperature distibution on upper surface on width of panel in simulation process of production line rys. 12. przykładowe ustawienie promienników w przypadku spawania elementów o zwiększonej szerokości fig. 12. demonstration order of infrared radiator for welding elements of increased width 21przegląd spawalnictwa 6/2012 badania nad wdrożeniem wewnętrznych grzałek oporowych do produkcji ścian membranowych stanowisko badawcze i pomiary badaniom został poddany fragment 6-rurowego panelu ściany szczelnej. technologia zaproponowana przez autorów jest technologią chronioną zastrzeżeniem patentowym. grzałki rezystancyjne złożone są z drutu oporowego umieszczonego w osłonie ceramiki znajdującej się w stalowej obudowie, z której z jednej strony wypuszczone są wtyczki (rys. 13). drut oporowy stanowi element grzejny przewodzący prąd, ceramiczna osłona izolację elektryczną drutu, a metalowa osłona zapewnia ochronę mechaniczną i rodzaj „szkieletu” dla elementu grzejnego. grzałka skonstruowana w taki sposób wkładana jest do wnętrza rury. dla potrzeb eksperymentu nie ma ona osłony metalowej i zamiast stosować osobne grzałki dla każdej rury, jedną grzałkę przeprowadzono przez wszystkie rury. grzałka została zasilona z jednego z kanałów 24-kanałowej wyżarzarki oporowej wo6524u. początkowo napięcie było podawane w sposób ciągły przez cały czas trwania próby, by sprawdzić, do jakiej temperatury można nagrzać badany fragment ekranu. później, stosując tryb ręcznej regulacji temperatury, ustawiano procentowy udział maksymalnej mocy grzałki, zwany wysterowaniem. pomiar i rejestracja temperatury realizowane są w taki sam sposób, jak w przypadku doświadczeń z promiennikiem podczerwieniu. regulator p62 stosowano także w dalszej części badań do ręcznego ustawiania wysterowania na żądanym poziomie oraz do zautomatyzowanego sterowania temperaturą. eksperymentalnie wyznaczona moc grzałek potrzebna do podgrzania 6-rurowego panelu do temperatury 200oc w czasie 40 min wynosiła puż = 2,6 kw. w dalszym etapie badań postanowiono dokonać symulacji linii produkcyjnej. w pierwszej kolejności przeprowadzono podgrzewanie do spawania do temperatury ok. 200°c. następnie przez nałożenie mat grzewczych i grzewczych i zaizolowanie ekranu odtworzono proces spawania, rozgrzewając ekran do temperatury ponad 400°c. jest to temperatura rury mierzona bezpośrednio na wyjściu z automatu spawalniczego w rzeczywistej linii produkcyjnej. potem grzałka miała tak sterować procesem chłodzenia ekranu po spawaniu, by osiągnąć powolne chłodzenie do temperatury 200°c. na rysunku 14 przedstawiono wyniki przeprowadzonej symulacji. porównanie technologii wewnętrznych grzałek rezystancyjnych i promienników podczerwieni w spawaniu ścian gazoszczelnych aspekty ekonomiczne w porównaniu rozważano koszty podgrzewania wstępnego i kontrolowanego chłodzenia po spawaniu w produkcji jednego 16-rurowego panelu ściany gazoszczelnej długości 20 m. w obliczeniach ekonomicznych śledzono proces łączenia rur i płaskowników w kompletny panel 16-rurowy, będący podstawową jednostką montażową. porównano koszty podgrzewania i chłodzenia następujących połączeń: – 8 „dwójek” (2 rury i 1 płaskownik), – 4 „czwórki” (4 rury i 3 płaskowniki), – 2 „ósemki” (8 rur i 7 płaskowników), – 1 „szesnastka” (16 rur i 15 płaskowników). rys. 13. grzałka rezystancyjna umieszczona wewnątrz rur ekranu fig. 13. resistance heater located inside the panel pipe rys. 14. wykres procesu symulacji, uwzględniający pomiar temperatury otoczenia pod ekranem (kanał 6) fig. 14. the whole simulation process chart with ambient temperature measurement under panel (canal 6) 22 przegląd spawalnictwa 6/2012 dla spawania „dwójek” i czwórek” wartość mocy zużywanej przez promienniki jest niezmienna. spawanie „ósemki” wymaga włączenia drugiego rzędu promienników, tak aby cała szerokość elementu mogła zostać ogrzana, co zwiększa moc zestawu dwukrotnie. przy spawaniu „szesnastki” konieczne jest włączenie trzeciego rzędu promienników. całkowite koszty energii na podgrzewanie wstępne i kontrolowane chłodzenie po spawaniu w produkcji jednego panelu przy użyciu grzałek wynoszą 341,17 zł, a przy użyciu promienników podczerwieni 1333,38 zł. widać, że użycie grzałek, umożliwia obniżenie kosztów energii na wstępne podgrzewanie elementów ścian gazoszczelnych o prawie 74,5% w stosunku do użycia promienników podczerwieni. warto wspomnieć, że poczynione wyliczenia ukazują jedynie koszty eksploatacyjne związane ze zużyciem energii przez elementy grzewcze. w sposobie podgrzewania z użyciem grzałek wymagane jest jedynie, by fragmenty ekranu, które są już podgrzane do odpowiedniej temperatury, zostały podane do urządzenia spawalniczego i po obustronnym pospawaniu zostały odsunięte na osobne stanowisko, gdzie w sposób kontrolowany zostaną ostudzone. przy tej technologii również całe nagrzewanie odbywa się na osobnym stanowisku, co pozwala zminimalizować czas wykorzystania linii na wykonanie operacji na danym elemencie. technologia wykorzystująca promienniki podczerwieni wymaga natomiast, aby całe nagrzewanie i chłodzenie odbywało się na wejściu i wyjściu z urządzenia spawalniczego. z zaobserwowanych relacji czasowych wynika, że zastosowanie grzałek skraca czas operacji prawie 2,4-krotnie, w porównaniu do zastosowania promienników podczerwieni. porównanie procesu nagrzewania badanego ekranu przy użyciu grzałek i promienników na rysunkach 15 i 16 zamieszczono zapis z nagrzewania 6 rur badanego fragmentu ekranu z wykorzystaniem grzałek wewnętrznych oraz promienników podczerwieni. z rysunku 15 wynika, że wykorzystanie grzałek wewnętrznych pozwala na uzyskanie bardzo równego rozkładu temperatury na wszystkich rurach badanego fragmentu ekranu. sterowanie na potrzeby eksperymentu odbywało się za pomocą tylko jednego punktu pomiarowego na rurze nr 3, natomiast na rzeczywistym obiekcie każda grzałka ma autonomiczne sterowanie, co pozwola na jeszcze większą dokładność. porównanie wyników nagrzewania za pomocą grzałek i promienników przedstawione na rysunkach 15 i 16 wskazuje, jak duże rozbieżności powstają przy użyciu metody z promiennikami. co więcej, w żaden sposób nie można wpłynąć na temperaturę w poszczególnych rurach, bo promiennik grzeje jednocześnie cały panel. wpływ tych niedokładności zostaje ograniczony np. przy wykorzystaniu do spawania automatu dwugłowicowego, ponieważ dwie rury najbardziej zbliżone do osi promiennika mają temperatury wymagane do procesu spawania. rozwiązanie to komplikuje się, gdy stosowane są automaty spawalnicze sześcioi ośmiogłowicowe. wówczas jedynym technologicznym rozwiązaniem wydaje się użycie grzałek wewnętrznych. w technologii wykorzystującej promienniki podczerwieni niezwykle ważne jest utrzymanie elementów w ciągłym ruchu i to przy niezmiennej prędkości, gdyż wpłynęłoby to na ilość czasu, w jakim elementy przebywają nad promiennikami, a więc i na ilość energii dostarczonej do podgrzewanego elementu. uniemożliwiłoby to uzyskanie zakładanych temperatur wstępnego podgrzewania i przebiegu chłodzenia. użycie grzałek wewnętrznych do produkcji ścian szczelnych pozwala zatrzymać proces spawania w dowolnym momencie, jeżeli zajdzie taka potrzeba, i nie wywiera to żadnego wpływu na utrzymanie odpowiedniej temperatury wstępnego podgrzewania rys. 15. podgrzewanie do temperatury 200°c przy użyciu grzałki oporowej fig. 15. heating up to 200°c using resistance heater rys. 16. podgrzewanie do temperatury 200°c przy użyciu promienników fig. 16. heating up to 200°c using infrared radiators 23przegląd spawalnictwa 6/2012 oraz przeprowadzania kontrolowanego chłodzenia. jest to możliwe, ponieważ grzałka w całym procesie porusza się razem z rurą, co umożliwia wznowienie procesu spawalniczego bez dodatkowych operacji związanych z procesami nagrzewania bądź chłodzenia. ważnym warunkiem stosowania promienników podczerwieni do podgrzewania ścian gazoszczelnych jest posiadanie odpowiednio długiej linii stołów rolkowych, pozwalającej na montaż odpowiedniej liczby promienników. w przypadku posiadania krótkiej linii trzeba ograniczyć prędkość przesuwania się elementów ściany gazoszczelnej w celu dostarczenia odpowiedniej ilości energii do materiału. spowalnia to cały proces produkcyjny, powodując spadek wydajności. użycie grzałek niweluje ten problem, ponieważ element trafiający na stoły rolkowe już jest nagrzany, więc nie ma potrzeby zapewnienia dodatkowego miejsca przed maszyną. staje się to niezwykle ważne w kontekście prób prowadzących do przyspieszenia procesu spawania ścian gazoszczelnych przez zmianę metody ze spawania łukiem krytym na spawanie wiązką laserową. eksperymenty te mają w efekcie zwiększyć prędkość spawania, a więc i przemieszczania się elementów ekranu po linii produkcyjnej z maksymalnie 1 m/min przy obecnej metodzie do 4 m/min. spowoduje to ogromne komplikacje w użyciu promienników do podgrzewania elementów ekranów, ponieważ 4-krotne zwiększenie prędkości oznacza 4-krotne skrócenie czasu nagrzewania. taka zmiana wymuszałaby stosowanie 4-krotnie mocniejszych promienników, bądź 4-krotne wydłużenie miejsca przed maszyną przeznaczonego na nagrzewanie. jednak oba wymienione rozwiązania są trudne do zastosowania w praktyce i bardzo drogie. technologia grzałek rezystancyjnych może być przeniesiona na grunt nowej technologii spawalniczej bez jakichkolwiek modyfikacji. wnioski reasumując, stosowanie grzałek wewnętrznych do wstępnego podgrzewania ścian wodnorurowych przed procesem spawalniczym wynika z wyższych wymagań produkcyjnych związanych z wdrażaniem nowych stali energetycznych. rozwiązanie to umożliwia najbardziej ekonomiczną produkcję ścian szczelnych wymagających wstępnego podgrzewania przed spawaniem. prowadzi ono do zmniejszenia kosztów eksploatacyjnych, osobowych i inwestycyjnych, pozwalając jednocześnie osiągnąć bardzo wysoką kulturę techniczną. przekłada się również na przyspieszenie produkcji, co podwyższa wydajność i zwiększa moc produkcyjną producentów ścian wodnorurowych. literatura [1] burakowski t., giziński j., sala a.: promienniki podczerwieni, wydawnictwa naukowo-techniczne, warszawa 1970. wycieczki techniczne wycieczki techniczne organizowane przez sekcję spawalniczą oddziału warszawskiego simp w drugim kwartale 2012 r. dostępne dla członków simp i not w y c i e c z k i t e c h n i c z n e data i godzina nazwa instytucji, adres zakres zwiedzania / działalności 01.06.2012 godz. 900÷1500 rywal rhc technika spawalnicza – dzień otwarty ul. chełmżyńska 180, warszawa pokazy spawania, szlifowania, lutowania oraz cięcia za pomocą urządzeń i materiałów renomowanych firm polskich i zagranicznych, możliwość zapoznania się z aktualną, bogatą ofertą tps technika spawalnicza. 14.06.2012 godz. 1100 stena innovative recycling ul. ogrodowa 58, warszawa optymalna gospodarka odpadami, utylizacja dokumentów poufnych. sekcja spawalnicza artykuł wygłoszony na xviii konferencji spawalniczej: spawanie w energetyce w jarnłtówku, 24-26 kwiecień 2012. ps 06 2017 www 30 przegląd  spawalnictwa vol. 89 6/2017 wybrane aspekty identyfikacji zakłóceń   procesu spawania łukowego mig/mag selected aspects of welding defects identification in mig/mag arc welding dr inż. paweł cegielski, inż. łukasz bugyi – politechnika warszawska. autor korespondencyjny/corresponding author: pcegiels@wip.pw.edu.pl streszczenie postępująca automatyzacja i robotyzacja procesów produkcyjnych wymaga nowych, równie wydajnych i zautomatyzowanych metod kontroli jakości produktu. w przypadku spawania łukowego, oprócz prowadzonego w tym celu pomiaru i biernej rejestracji parametrów procesu, niektóre systemy monitorujące mogą sprawować funkcje automatycznego nadzoru połączonego np. z sygnalizacją przekroczeń, przewidywaniem niezgodności spawalniczych, a nawet ingerencją w pracę maszyny i proces spawalniczy. w artykule przedstawiono wyniki nowych badań nad automatyczną identyfikacją zakłóceń procesu spawania łukowego mig/mag. słowa kluczowe: pomiary; monitorowanie; spawanie łukowe abstract progressing automation and robotization of industry processes call for increasingly efficient and automated means of product quality control. in the case of industrial arc welding, these new monitoring systems cannot only measure and save process parameters, but can also actively use these measurements to control the process by warning when parameters exceed preset thresholds, dynamically interrupting the welding process, and even predicting defects in the final product. this article presents results for a newly developed method of automatic identification of welding (defects, imperfections) in mig/mag processes. keywords: measurements; monitoring; arc welding   wprowadzenie monitorowanie procesów produkcyjnych, także spawalniczych, to zespół działań oraz niezbędnych środków technicznych służących do obserwacji (poprzez pomiar w czasie rzeczywistym) wybranych parametrów technologicznych, ich rejestracji (zapamiętywania), filtrowania (przetwarzania, m.in. w celu czytelnej wizualizacji), a niekiedy także interpretacji, np. odniesienia do nałożonych progów [2÷4,9]. zasadność choćby uproszczonego monitorowania wynika nie tylko z wymagań narzuconych warunkami umowy produkcyjnej i odpowiednich norm jakościowych, ale może ułatwiać późniejsze naprawy i modernizacje, upraszczać spory gwarancyjne itp. [2,8]. w procesach łukowych mig/mag monitorowanie dotyczyć będzie oczywiście prądu spawania, napięcia łuku i prędkości podawania drutu elektrodowego, a często także wydatku (przepływu) gazu osłonowego. próbuje się również wykorzystywać pomiary wartości nieelektrycznych powiązanych z procesem, takich jak dźwięk emitowany przez łuk [6]. pozostałe, w tym nastawy źródeł synergicznych, takie jak średnica i gatunek drutu elektrodowego, rodzaj lub skład gazu osłonowego czy korekty specyficzne dla odmiany procesu i typu źródła zasilającego łuk paweł cegielski, łukasz bugyi przeglad welding technology review mogą zostać zapisane jako parametry uzupełniające, stałe dla całego cyklu. parametry związane z ruchem elektrody, w tym prędkość spawania (informacja konieczna przy kontroli energii liniowej spawania), a nawet jej dokładna trajektoria i orientacja, mogą być monitorowane przede wszystkim podczas spawania zautomatyzowanego i zrobotyzowanego, np. w oparciu o sygnały przekazywane z układu sterującego maszyny manipulacyjnej. w innych przypadkach, w tym podczas spawania ręcznego, informacje o ruchu elektrody mogą zostać określone pośrednio, poprzez skonfrontowanie długości spoiny z czasem jej wykonania. niezależnie od stopnia uszczegółowienia rejestracji oraz konfiguracji sprzętowej (systemy uniwersalne lub dedykowane – rys. 1), monitorowanie spawania łukowego może obejmować [2÷4]: – rejestrację wybranych parametrów technologicznych w funkcji czasu; – szacowanie wprowadzanego ciepła (energii liniowej), kosztów, zużycia materiałów itp.; – monitorowanie pracy spawacza lub operatora (w tym statystyka czasu pracy); – monitorowanie stanu maszyn (w tym błędów i awarii); 31przegląd  spawalnictwa vol. 89 6/2017 – opcjonalnie, kontrolę jakości procesu, poprzez analizę zarejestrowanych parametrów: – odchyłek parametrów od założonych progów (tzw. progowanie), – innych anomalii parametrów spawania, – alarmowanie o przekroczeniach, – korygowanie parametrów, reakcje awaryjne (np. funkcje wbudowane w niektóre spawalnicze urządzenia zasilające), – monitorowanie i rejestracja do celów badawczych. z drugiej strony, nawet najprostsze systemy gromadzące uśredniony zapis prądu spawania i napięcia łuku (jak na rys. 1) pozwalają na wykrywanie niektórych zakłóceń w przebiegu spawania, o ile towarzyszy im wyraźne, długotrwałe i wykraczające ponad ustalony przebieg, zaburzenie [2]. nie ma tu jednak możliwości identyfikacji rodzaju zakłócenia. zaproponowana, nowa metodyka analizy wykorzystuje periodyczny, impulsowy charakter sygnału prądowo-napięciowego towarzyszącego spawaniu łukowemu (tu mig/mag). owa pulsacja może mieć różnorodny charakter – zostać wymuszona zadanym przebiegiem zasilającym (np. przy spawaniu prądem pulsującym), wynikać z procesów fizycznych zachodzących podczas samoistnego tworzenia się i przechodzenia kropli ciekłego metalu do jeziorka lub być mieszaniną obydwu sposobów. niezależnie od wariantu, wszelkie zaburzenia w przebiegu spawania powinny spowodować odstępstwa od ustalonego kształtu prądu spawania i napięcia łuku, nawet jeśli źródło zasilające łuk pracuje pod nadzorem sprawnego sterownika komputerowego, co potwierdziły wcześniejsze badania [5,7]. odrębnym zakłóceniem mogą być tętnienia wewnętrznego przetwarzania inwertora źródła zasilającego, które jednak mogą zostać poddane odpowiedniej filtracji. metodyka opisana w artykule polega na wyliczaniu współczynnika odchylenia kształtu pomiędzy impulsem wzorcowym (prądu spawania) oraz impulsem występującym w badanym, rzeczywistym sygnale. na podstawie rozkładu wartości współczynnika odchylenia dla wszystkich impulsów w zarejestrowanym przebiegu można wnioskować o stopniu jego zniekształcenia, a więc o poprawności spawania, a może nawet o ewentualnej przyczynie zakłócenia i miejscu jego wystąpienia (w dziedzinie czasu). sprzęt i metodyka badań celem eksperymentów była weryfikacja opracowanej metodyki monitorowania podczas prób zrobotyzowanego napawania różnymi odmianami metody mag w warunkach niezakłóconego procesu (próby odniesienia) i z celowo wprowadzonymi zaburzeniami. do badań wykorzystano zmodernizowany robot spawalniczy irp-6 (zap – robotyka) oraz sterowane cyfrowo źródło inwertorowe tps 2700cmt firmy fronius (rys. 2), pozwalające na spawanie różnymi odmianami metody mag (w badaniach wykorzystano tryby mag puls – spawanie prądem pulsującym i mag cmt – odmiana niskoenergetyczna z pulsacją posuwu drutu elektrodowego). miniaturyzacja coraz wydajniejszych komputerów, stały postęp w dziedzinie elektroniki i technik pomiarowych sprzyja również rozwojowi systemów monitorowania. możliwa jest dokładna rejestracja coraz większej liczby parametrów oraz ich zaawansowane filtrowanie i przetwarzanie. daje to nadzieję na coraz skuteczniejsze rozpoznawanie zakłóceń towarzyszących spawaniu, w tym ich identyfikację i ocenę skutków dla jakości procesu. w takim kierunku zmierzały także badania omówione w dalszej części artykułu. idea identyfikacji zakłóceń  procesu spawania łukowego dotychczasowe badania prowadzone w zakładzie inżynierii spajania politechniki warszawskiej nad identyfikacją zakłóceń i możliwych w ich następstwie niezgodności spawalniczych koncentrowały się na szczegółowej i pracochłonnej analizie impulsów prądu spawania i napięcia łuku. polegały one na m.in. odseparowywaniu składowych przebiegu prądu spawania (i napięcia łuku) w fazie zwarcia (o ile zachodziło) i jarzenia się łuku oraz wyznaczeniu mocy dynamicznej i rezystancji dynamicznej w obwodzie spawania, również z wyodrębnieniem składowych w stanie zwarcia (o ile zachodziło) i jarzenia się łuku. dalej, odseparowane przebiegi filtrowano według autorskiej koncepcji, a każdy z nich porównywano z wynikami próby wzorcowej i odnoszono do opracowanego katalogu wskaźników identyfikacyjnych. mankamentem metody była wysoka pracochłonność obliczeniowa oraz duża liczba wskaźników, indywidualnie wyznaczanych dla każdej odmiany spawania mig/mag [5,7]. rys. 1. dedykowana przystawka monitorująca fronius rcu 5000i oraz przykładowa rejestracja prądu spawania fig.  1. specialized welding monitor unit fronius rcu 5000i and an example of recorded welding current rys. 2. stanowisko laboratoryjne podczas badań fig. 2. laboratory installation during tests 32 przegląd  spawalnictwa vol. 89 6/2017 napawano na powierzchni płytek ze stali konstrukcyjnej st3s (s235) o wymiarach 50x100 mm i grubości 3÷4 mm, metalicznie czystych i odtłuszczonych. wykorzystano drut elektrodowy g3si1 firmy esab o średnicy 0,8 mm oraz gaz osłonowy m21 (80% ar i 20% co2). dla wybranej odmiany spawania mag (mag puls lub cmt), przyjętego rodzaju mieszanki osłonowej, materiału i średnicy drutu elektrodowego, zadawano prąd 90 i 120 a przy stałej prędkości spawania 7,5 mm/s. dla każdej odmiany metody mag w pierwszej kolejności wykonywano próby wzorcowe, bez zakłóceń procesu napawania. podczas kolejnych, proces prowadzono w warunkach kontrolowanych, symulowanych zakłóceń, w tym m.in.: • napawano przy wykorzystaniu wyeksploatowanej tulejki prądowej (nominalnie do drutu elektrodowego ø 0,8 mm), z nieosiowym śladem wytarcia (rys. 3a); • redukowano gaz osłonowy – częściowo bądź całkowicie odcinano dopływ gazu osłonowego; • rejestrowano przejście łuku z metalicznie czystej powierzchni na powierzchnię zanieczyszczoną piaskiem stosowanym do piaskowania (rys. 3b); • napawano poprzecznie do uprzednio nałożonych napoin. zaproponowane przypadki zakłóceń odzwierciedlają różne problemy towarzyszące pracom spawalniczym, zwłaszcza w warunkach ograniczonej kontroli przez człowieka, podczas mechanizacji i automatyzacji. zalegający piasek może dotyczyć procesów montażowych i remontowych prowadzonych w warunkach polowych, także po piaskowaniu. redukcja, a nawet zanik osłony gazowej może wynikać nie tylko z łatwego do monitorowania braku lub źle ustawionego przepływy gazu, ale być powodowany czynnikami zewnętrznymi, takimi jak przeciągi, specyficzne ukształtowanie złączy itp. nadmiernie zużyta, wyeksploatowana tulejka prądowa jest przyczyną iskrzenia i strat energii doprowadzanej do łuku, powodując wzrost rozprysku, mniejsze wtopienie, przyklejenia itp. dodatkowo, w procesach ze zmechanizowanym prowadzeniem uchwytu elektrodowego może powodować niekontrolowane odchylanie drutu elektrodowego (a więc i łuku) od osi narzędzia. w roli podstawowego sprzętu pomiarowego wykorzystano będącą własnym opracowaniem kasetę pomiarową kwr1 (rys. 4), opartą na wbudowanej karcie daq (model usb 6351 firmy national instruments) oraz hallotronowych przetwornikach do pomiaru prądu (lem lf 505-s, dokładność w 25 °c równa ±0,5%, czas odpowiedzi poniżej 0,1 μs) i napięcia (lem cv 3-100, dokładność w 25 °c równa ±0,2%, czas odpowiedzi 0,4 μs). uzupełniające, weryfikujące wyposażenie pomiarowe stanowiły przyrządy ręczne (klasy laboratoryjnej i technicznej), oscyloskopy itp. prąd spawania mierzono na przewodzie rys. 4. kaseta pomiarowa kwr1 (widok wewnętrzny) fig. 4. measuring unit kwr-1 (internal view) rys.  3.  modyfikacje próbek i osprzętu: a) zużyta tulejka prądowa, b) próbka pokryta piaskiem fig. 3. modifications of samples and accessories: a) worn contact tube, b) work surface covered with sand masowym. napięcie łuku kontrolowano pomiędzy podajnikiem drutu elektrodowego a miejscem podłączenia masy do stołu spawalniczego. rejestrację, a przede wszystkim analizę danych prowadzono przy wykorzystaniu tzw. wirtualnego przyrządu pomiarowego [1] opartego na wspomnianej kasecie pomiarowej z podłączonym komputerem pc i specjalnie w tym celu napisanej aplikacji pomiarowo-sterującej (labview, licencja badawcza), realizującej omówioną wcześniej ideę automatycznej identyfikacji zakłóceń procesu spawania łukowego. rejestracja i przetwarzanie przebiegały etapowo. początkowo, z rejestrowanego sygnału usuwano części przebiegu, które dotyczyły bezczynności źródła spawalniczego (tuż przed i zaraz po procesie) oraz związane z początkową fazą zajarzania łuku, najczęściej znacznie zniekształconą (rys. 5). drugi etap przetwarzania sygnału miał na celu określenie poprawności procesu spawania (napawania) oraz identyfikację potencjalnych przyczyn niepoprawności. zgodnie z przyjętą ideą, jako wielkość określającą impuls przyjęto współczynnik odchylenia kształtu impulsu badanego w stosunku do wcześniej zarejestrowanego wzorca. w pierwszej kolejności algorytm identyfikował wszystkie obecne w sygnale impulsy prądowe, a następnie przyporządkowywał każdemu procentową wartość odchylenia od impulsu wzorcowego (rys. 6 i 7). na tym etapie aplikacji, impulsy wzorcowe (dla metod mag puls oraz cmt) wybierane były ręcznie z przebiegów niezakłóconych, natomiast pozostała analiza przebiega samoczynnie. a) b) 33przegląd  spawalnictwa vol. 89 6/2017 zadaniem ostatniego bloku programu jest analiza przebiegu współczynnika wychylenia oraz przyporządkowanie przebiegu do jednej z trzech grup: spawanie prawidłowe, zużyta/uszkodzona tuleja prądowa oraz zanik osłony gazowej. analiza odbywa się dwutorowo i oparta została na dobranych eksperymentalnie progach – na podstawie wyliczonej, średniej wartości współczynnika odchylenia impulsu od wzorca oraz na podstawie najwyższej wartości histogramu procentowego przebiegu współczynnika odchyleń (tabl.1). rys. 5. usuwanie okresów bezczynności źródła zasilającego łuk: a) algorytm kodu aplikacji labview, b) przykładowy przebieg prądu spawania przed i po filtrowaniu fig. 5. removing idle periods of the source powering the arc: a) algorithm of labview code used for filtering, b) sample voltage waveform before and after removal of idle parts rys. 6. przykład analizy impulsów prądowych w procesie mag puls: a) impuls wzorcowy, b) efekt nałożenia wzorca na sygnały badane o różnym stopniu odchylenia (5%, 14% i 25,9 %) fig.  6. an analysis example of current pulses in mag pulse: a) benchmark pulse, b) benchmark pulse overlayed with tested pulses having various distortion factors (5%, 14%, 25.9%) rys.  7.  przykład analizy impulsów prądowych w procesie cmt a) impuls wzorcowy, b) efekt nałożenia wzorca na sygnał badany o stopniu odchylenia 8% fig.  7. an analysis example of current pulses in cmt welding: a) benchmark pulse, b) benchmark pulse overlayed with pulse having 8% distortion factor a) b) a) b) a) b) dodanie próbki do pamięci wczytanie próbki kolejna próbka dostępna? prąd > wart. progowej? czy poprzednia próbka była poniżej progu? wyczyść pamięć start stop nie nie nie tak tak tak 34 przegląd  spawalnictwa vol. 89 6/2017 rys. 9. napawanie przy wykorzystaniu wyeksploatowanej miedzianej tulejki prądowej (mag puls), odpowiedź systemu – zużyta tuleja (histogram i odchylenie średnie) fig. 9. pad welding with worn out copper contact tube (mag pulse). the system’s response: worn tube (based both on histogram and average deviation) rys.  10.  napawanie przy zredukowanym (ok. 8 l/min) wypływie gazu osłonowego (mag puls), odpowiedź systemu – zużyta tuleja (histogram) i spawanie poprawne (odchylenie średnie) fig.  10. pad welding with shielding gas flow reduced to 8 l/min (mag pulse). the system’s response: worn contact tube (based on histogram) and correct weld (average deviation) rys.  11.  napawanie przy odciętym wypływie gazu osłonowego (mag puls), odpowiedź systemu – brak gazu (histogram i odchylenie średnie) fig. 11. pad welding without shielding gas (mag pulse). the system’s response: lack of shielding gas (based on both: histogram and average deviation) rys.  8.  napawane bez wprowadzania zakłóceń (mag puls), odpowiedź systemu – spawanie poprawne (histogram i odchylenie średnie) fig. 8. pad welding without introduced interruptions (mag pulse). the system’s response: correct weld (based both on histogram and average deviation) prace eksperymentalne poniżej, na rysunkach 8÷12, przedstawiono przykładowe wyniki badań dla odmiany mag puls, prezentowane w układzie: widok napoiny, wykres wartości chwilowych współczynnika odkształcenia przedstawiony w dziedzinie czasu, rozkład jego wartości w postaci histogramu oraz odpowiedź uzyskana w warunkach automatycznej oceny. napawanie bez wprowadzanych zakłóceń (rys. 8), przy wykorzystaniu wyeksploatowanej miedzianej tulejki prądowej (rys. 9) czy z całkowicie odciętą osłoną gazową (rys. 11) dało jednoznaczną, trafną ocenę systemu w oparciu o dobrane progi oceny, zarówno histogramu, jak i odchylenia średniego. niekiedy jednak ocena nie była jednoznaczna z uwagi na zbyt małe amplitudy fluktuacji badanych impulsów, np. przy przejściu łuku z metalicznie czystej powierzchni na powierzchnię zanieczyszczoną piaskiem, przy nieznacznie zredukowanej osłonie gazowej (rys.10) lub podczas napawania poprzecznie do uprzednio nałożonych napoin (rys. 12). dla ostatniego przypadku przebieg współczynnika odchylenia został dodatkowo powiększony (rys. 12), aby ukazać jego zmiany odpowiadające napotykaniu przeszkód. niestety, ze względu na bardzo niewielką amplitudę tych fluktuacji na obecnym etapie nie udało się zastosować skutecznej metodyki do zidentyfikowania tego rodzaju zakłócenia. wartość średnia  odchylenia wartość  maksymalna  histogramu spawanie poprawne < 5% > 5% zużyta tuleja prądowa 5÷15% 2,5÷5% utrata osłony gazowej > 15% < 2,5% tablica i. dobrane eksperymentalnie progi oceny table i. experimentally selected thresholds for automatic evaluation 35przegląd  spawalnictwa vol. 89 6/2017 literatura [1] cegielski p.: pomiary w procesach spawalniczych cz.1, przegląd spawalnictwa 7/2016, s. 52-53. [2] cegielski p., kolasa a., kuczyński m., rostkowska r.: wybrane aspekty pomiarów i monitorowania podczas spawania łukowego, przegląd spawalnictwa 12/2016, s. 43-50. [3] cegielski p., kolasa a., sarnowski t., silbert b.: koncepcja systemów monitorowania spawalniczych stanowisk zrobotyzowanych, przegląd spawalnictwa, 8-10/2002, s. 181-184. [4] cegielski p., kolasa a., sarnowski t., silbert b., michalis a.: system interfejsów sterujących i monitorowania zrobotyzowanego spawania łukowego, przegląd spawalnictwa, 5-7/2004, s. 85-88. [5] cegielski p., skrzyniecki k., kolasa a., kołodziejczak p.: badania stabilności układu łuk – urządzenie zasilające w warunkach symulowanych zakłóceń procesu spawania metodą mag, przegląd spawalnictwa 4/2013, s. 18-27. podsumowanie  badania potwierdziły częściową przydatność zaprezentowanej metody do bieżącej kontroli i analizy zakłóceń procesu spawania lukowego mig/mag w oparciu o wypracowane eksperymentalnie progi oceny (tabl. 1). zaobserwowano pewne ograniczenia metody. zbyt „słabe” bodźce (amplitudy fluktuacji badanych impulsów) skutkują niejednoznaczną odpowiedzią systemu (np. redukcja gazu, rys. 9), a nawet niemożnością zastosowania metody (przejście przez napoiny, rys. 11). w przypadku napawania w poprzek napoin, po powiększeniu przebiegu współczynnika odchylenia kształtu widać falistość tego przebiegu (rys. 11), odzwierciedlającą kolejne bruzdy. w takim wypadku zasadne wydaje się zaprogramowanie kolejnego filtra, wykrywającego tego typu sygnały. po przeprowadzeniu większej ilości prób możliwe będzie doprecyzowanie procentowych kryteriów oceny (tabl. 1). w trakcie dotychczasowych badań nie sprawdzono skuteczności metody podczas równoczesnego symulowania kilku zakłóceń, wydaje się jednak, że w takim przypadku niezbędne będzie wprowadzenie dalszych kryteriów różnicujących. pomimo zauważonych ograniczeń periodyczny, impulsowy charakter sygnału prądowo-napięciowego towarzyszącego spawaniu łukowemu elektrodą topliwą daje nadzieję na skuteczne zastosowanie opracowanej metodyki do innych odmian metody mig/mag, a także innych procesów. w tym kierunku powinny podążać dalsze badania. niewątpliwą zaletą przedstawionej metodyki jest krótki czas automatycznej analizy. przykładowo, sygnał składający się z ok. 80 000 próbek, odpowiadający 8 sekundom spawania, przetwarzany był w ciągu 0,38 s. [6] huanca cayo e., crisostomo s., alfaro a.: weld interference detection based on airborne acoustical monitoring of the mig/mag process, welding international 12/2010 pp. 926-933. [7] kolasa a., cegielski p., skrzyniecki k.: sprawozdanie merytoryczne z realizacji projektu badawczego własnego n n503 206339/2063/b/ t02/2010/39, badanie zależności pomiędzy zjawiskami zachodzącymi w łuku spawalniczym w różnych odmianach metody mag, a parametrami elektrycznymi układu łuk urządzenie spawalnicze, politechnika warszawska 12/2013. [8] kurs aktualizacji wiedzy dla europejskiego inżyniera spawalnika. instytut spawalnictwa, gliwice 1998. [9] luksa k., fitrzyk j., szpakowski e.: analiza parametrów metodą wykrywania zakłóceń procesu spawani, przegląd spawalnictwa 11/2012, s. 29-34. rys.  12.  napawanie z przejściem przez poprzecznie nałożone napoiny (mag puls), odpowiedź systemu – spawanie poprawne (histogram i odchylenie średnie); środkowy wykres to powiększenie wykresu pierwszego fig. 12. pad welding with multiple obstructions in the form of multiple beads (mag pulse). the system’s response: welding correct (based both on histogram and average deviation); the middle graph is the enlargement of the first graph 201410_pspaw.pdf 25przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 grzegorz wojas badania nieniszczące w praktyce inspekcji dozorowej nondestructive testing in polish inspection practice dr inż. grzegorz wojas – urząd dozoru technicznego autor korespondencyjny/corresponding author: grzegorz.wojas@udt.gov.pl streszczenie referat głównie dotyczy stosowania badań nieniszczących w praktyce inspekcji dozorowej w celu oceny stanu eksploatowanych urządzeń technicznych. w diagnostyce urządzeń technicznych stosowane są najczęściej metody konwencjonalne, obecnie, coraz częściej tzw. techniki przesiewowe o charakterze jakościowym, stosowane głównie do wykrywania obszarów uszkodzeń, np. korozji w rurach i zbiornikach, a nie ich wielkości. na wstępie referatu przedstawiona została krótka historia dozorowych badań diagnostycznych w polsce. słowa kluczowe: inspekcja, badania nieniszczące, historia badań diagnostycznych abstract the paper describes non-destructive techniques and methods applied in inspection process. diagnostic procedures of technical devices, vessels etc. are based on conventional ndt methods usage. nowadays, there is a growing interest in qualitative screening techniques dedicated to identifying areas where degradation or discontinuities are expected. in this paper the short historical review of polish technical inspection is presented as well. keywords: inspection, nondestructive testing, history of diagnostic tests wstęp temat przewodni 43 krajowej konferencji badań nieniszczących „nowoczesne badania nieniszczące podstawą bezpieczeństwa techniki” wpisuje się jednoznacznie w rolę dozoru technicznego, któremu przypisano w naszym kraju zadanie polegające na działaniach zmierzających do zapewnienia bezpiecznej eksploatacji urządzeń technicznych, a w szczególności do uzyskania akceptowalnego poziomu bezpieczeństwa ich eksploatacji. wykorzystuje się w tym celu wyniki badań nieniszczących częstokroć podejmując na ich podstawie decyzję o dopuszczeniu urządzeń do eksploatacji. także w obszarze oceny zgodności z wymaganiami przepisów europejskich ndt odgrywają niepoślednią rolę. rola badań nieniszczących w utrzymywaniu bezpieczeństwa urządzeń technicznych jest więc nie do przecenienia. znaczenie takich badań w europejskim systemie bezpieczeństwa, w rozwijających się systemach analizy ryzyka w eksploatacji urządzeń niebezpiecznych, wynikające z wymagań przepisów europejskich, ale także ze względów ekonomicznych, jest niezwykle istotne. diagnostyka stanu technicznego urządzeń i ekspertyzy techniczne opierają się w głównej mierze na wynikach badań nieniszczących w tradycyjnym tego słowa znaczeniu oraz na badaniach, które również nie powodują niszczenia badanego obiektu, a wykorzystują podstawy badań niszczących, np. badanie mikrostruktury metodą replik triafolowych. rozwój diagnostyki urządzeń technicznych w celu nadzorowania bezpieczeństwa ich eksploatacji sięga 26 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 początków dwudziestego wieku, kiedy to utworzono warszawskie stowarzyszenie dla dozoru nad kotłami parowymi, a które w ustawie zapisane miało cel: „dokonywanie badań, rewizji i prób kotłów parowych”. ponadto stowarzyszenie miało za zadanie „okazywać pomoc naukową i techniczną w zakresie stosowania ich w przedsiębiorstwach wszelkiego rodzaju energii motorowej”[1]. dla osiągnięcia celu stowarzyszenie miało m.in. następujące prawa: – „dokonywać badań, rewizji i prób kotłów parowych, motorów, i instalacji elektrycznych oraz zarządzać środki dla zapobiegania ich uszkodzeniu, – przygotowywać palaczy, maszynistów elektromonterów, urządzać w tym celu szkoły oraz kursy,...laboratoria, stacje doświadczalne…itp.”[1]. badania i ekspertyzy w początkach działalności polskiego dozoru technicznego początek xx wieku rozwój budowy pierwszych kotłów parowych, a następnie zbiorników ciśnieniowych jeszcze przed 1900 rokiem, konstruowanych w sposób „rzemieślniczy”, spowodował konieczność ich badania i nadzorowania w celu zapobiegania awariom i nieszczęśliwym wypadkom. podstawowymi działaniami mającymi zapewnić ich bezpieczeństwo były rewizje wewnętrzne i zewnętrzne, obejmujące ocenę stanu konstrukcji, połączeń kotła, sprawdzanie znajomości zasad obsługi przez personel. na początku xx wieku stowarzyszenia dozorowe rozszerzały zakres czynności poprzez wprowadzenie próby wodnej i rewizji kotłów w ruchu, wprowadzając jednocześnie okresowość badań. wszystkie działania w tym czasie, dalekie od rzetelnej diagnostyki, polegały wyłącznie na oględzinach. w tym czasie m.in. w monachium, wiedniu, berlinie zaczęły powstawać stacje doświadczalne „dla prób w zakresie bardzo ścisłych dociekań wzorem laboratoriów wyższych zakładów naukowych”. warszawskie stowarzyszenie dla dozoru nad kotłami parowymi już w 1912 roku utworzyło biuro porad technicznych i ekspertyz. biuro było wyposażone w „komplet odpowiednich przyrządów pomiarowych i prowadziło badania m.in. kotłów, silników oraz instalacji parowych”. planowano wybudowanie w warszawie stacji doświadczalnej, niestety wybuch i. wojny światowej pokrzyżował te plany. zachował się opis przewidywanych korzyści wynikających z dysponowania taką stacją: „stacja oddaje poważne usługi miejscowemu przemysłowi, a mianowicie, dokonując najrozmaitszych prób doświadczalnych a mianowicie: (…) badania procesu spalania i odparowalności wszelkiego rodzaju paliwa, próby i oznaczenia praktycznej przystosowalności i celowości wszelkiego rodzaju armatury do kotłów parowych, przewodów rurowych, silników, (…) zaworów redukcyjnych (…)”. dwudziestolecie międzywojenne po i. wojnie światowej warszawskie stowarzyszenie wznowiło działalność laboratoryjno-ekspertyzową. powstał instytut termiczny dla prowadzenia badań gospodarki cieplnej i kotłowej w przemyśle naftowym. śląskie stowarzyszenie zaś zajmowało się badaniami urządzeń elektrycznych, ochrony odgromowej kotłów oraz pomiarami cieplno-energetycznymi i analizami wody, węgla i spalin. stowarzyszenie dozoru kotłów w poznaniu w okresie międzywojennym dysponowało bardzo prężnym zapleczem laboratoryjno-ekspertyzowym. w poznaniu powstał dział „indykacji kotłów parowych” – ustawiania rozrządu pary oraz oddział badań cieplnych, który prowadził badania cieplne i energetyczne kotłów. oddział wyposażono w nowoczesne, jak na ówczesne czasy, importowane przyrządy firmy metroplolitan vickers. pomieszczenia oddziału oraz jego wyposażenie przetrwały okres ii wojny, uległy zniszczeniu w 1945 r. u progu wyzwolenia. oddział elektrotechniczny i wzorcownię liczników elektrycznych prowadził badania urządzeń elektrycznych i odgromowych, legalizację i regulację liczników elektrycznych (wzorcownia liczników odsprzedana jest w 1933 r. głównemu urzędowi miar). w strukturze obc działało również laboratorium wodno – kalorymetryczne. pierwsze badania materiałowe wdrażane były dopiero po 1930 r. i tylko w stowarzyszeniu dozoru kotłów w poznaniu. od 1936 roku stowarzyszenie w poznaniu dysponowało własnym laboratorium wytrzymałościowo-metalograficznym. inne stowarzyszenia korzystały z laboratoriów szkół technicznych. okres powojenny okres okupacji to biała karta w historii działalności w zakresie prowadzenia badań laboratoryjnych. po 15 lutego 1945 r., zaraz po wyzwoleniu poznania, wznowiło działalność stowarzyszenie dozoru kotłów w poznaniu, gdzie kilka tygodni późnej uruchomiono laboratorium wytrzymałościowo-metalograficzne. ze względu na trudności lokalowe badania cieplno-energetyczne wznowiono dopiero w 1948 r. stowarzyszenie w katowicach również wznowiło działalność laboratoryjną, jedynie stowarzyszenie w warszawie jej nie uruchomiło ponownie. w latach 50-tych z powodu braku zainteresowania działalnością laboratoryjną w dozorze, rozwiązały się inspektoraty cieplny i elektryczny w katowicach oraz laboratoria wodno-kalorymetryczne w katowicach i w poznaniu. postęp techniczny w konstrukcji urządzeń technicznych i rozwój nowych technologii spowodowały, że dozór techniczny stanął w obliczu konieczności odtworzenia własnych placówek laboratoryjnych i poszukiwań nowych metod badawczych. w 1962 r. w strukturze urzędu dozoru technicznego powołano w poznańskim biurze dozoru technicznego jednostkę do spraw pomiarów technicznych i ekspertyz – inspektorat pomiarów cieplnych i energetycznych. jednocześnie 27przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 rys. 1. łańcuch aspektów bezpiecznej eksploatacji urządzeń technicznych fig. 1. technical equipment safe operation issues chain w katowicach rozwijały się zespoły m.in. badań nieniszczących. w poznaniu rozpoczęto budowę nowego budynku przy ulicy małeckiego, przeznaczonego na działalność laboratoryjną. w 1970 r. utworzono trzy ośrodki laboratoryjno-badawcze w warszawie, poznaniu i w katowicach. ten stan przetrwał do 1981 r., kiedy to ośrodki te zostały scalone i utworzono centralne laboratorium dozoru technicznego. na przełomie 1989-1990 r. rozpoczęto starania zmierzające do uzyskania akredytacji laboratorium. wstąpienie udt do ceoc uzależnione było od posiadania akredytowanego laboratorium. we wrześniu 1992 roku cldt otrzymało certyfikat akredytacji laboratorium badawczego nr 1/92 nadany przez centralne biuro jakości wyrobów. aktualnie, cldt posiada certyfikaty akredytacji, nadane przez polskie centrum akredytacji w warszawie dla laboratorium badawczego i laboratorium wzorcującego. badania nieniszczące w kompleksowym podejściu do inspekcji dozorowej obecnie urząd dozoru technicznego podejmuje działania zmierzające do kompleksowego ujęcia wszystkich aspektów eksploatacji. przyjęte kierunki rozwoju zmierzają do zaoferowania użytkownikom pakietu usług z zakresu minimalizacji ryzyka eksploatacji, z zachowaniem priorytetu bezpieczeństwa. jednym z rozwiązań jest risk based inspection. jest to metoda planowania inspekcji opierająca się na szczegółowych analizach ryzyka. głównym odbiorcą tego rozwiązania jest przemysł chemiczny i petrochemiczny, dla których zostały opracowane normy opisujące rbi. podstawą rbi jest założenie, że badania nieniszczące eksploatowanych urządzeń technicznych powinny być planowane z uwzględnieniem znajomości stanu początkowego urządzenia oraz historii jego eksploatacji, a plan badań powinien określać rodzaj i terminy inspekcji, kierując się ryzykiem związanym ze specyfiką określonego obszaru urządzenia i przy założeniu obniżenia ryzyka oraz kosztów eksploatacji. zaletą metody rbi jest indywidualne podejście do każdego urządzenia, dla którego wykonywana jest analiza ryzyka. w wyniku analizy użytkownik otrzymuje informacje o lokalizacji obszarów o podwyższonym ryzyku degradacji i potencjalnych uszkodzeń. mając na uwadze poziom akceptowalnego ryzyka, koncentrując się na tych obszarach można dobrać właściwe metody i techniki badań, stosownie do spodziewanych nieciągłości lub stopnia degradacji. uzyskiwane w ramach planowania inspekcji metodą rbi korzyści dotyczą przede wszystkim: – redukcji kosztów eksploatacji, związanych z okresowymi postojami urządzeń, – zapewnienia wiarygodnych danych do planowania przyszłych inspekcji, – prowadzenia inspekcji w zakresie tylko niezbędnych do wykonania badań nieniszczących, przy danym urządzeniu, – podniesienia poziomu bezpieczeństwa. mechanizmy degradacji materiałów nie są jednak jedynymi czynnikami mogącymi wpływać na nieprzerwaną eksploatację urządzeń. dlatego, mimo że badania nieniszczące są bardzo ważnym składnikiem z punktu widzenia aspektów materiałowych, ocenie podlegają także systemy zabezpieczające, sterowania – czyli elementy automatyki. dopiero ujęcie kompleksowe wszystkich aspektów wpływających na bezpieczeństwo eksploatacji pozwala na wydłużanie czasu między kolejnymi inspekcjami, przy niezmiennym poziomie akceptowalności ryzyka. rysunek 1 przedstawia łańcuch wszystkich aspektów bezpiecznej eksploatacji, do których należą: rbi, audit systemu zarządzania, ocena hazop i sil, analizy niezawodności oraz badania nieniszczące. kompleksowa ocena urządzeń i instalacji to obecne oczekiwania rynku, dla którego czynniki ekonomiczne, możliwość ciągłej eksploatacji oraz względy bezpieczeństwa są najistotniejsze. aktualne trendy w badaniach ndt to miniaturyzacja urządzeń badawczych, kompleksowość, digitalizacja, łączenie technik i metod, transmisja danych on-line czy zobrazowanie 3-d. udt zmierza do wprowadzenia w swoich działaniach aktualnie znanych i powszechnie stosowanych metod badań nieniszczących na szeroką skalę, jak również do zapewnienia naszym klientom dostępu do badań wysokospecjalistycznych. badania nieniszczące badania nieniszczące dają odpowiedź na pytanie o stan urządzenia. stosowane w przemyśle, jako narzędzie do monitorowania integralności urządzeń technicznych, zapewniają bezpieczeństwo ich eksploatacji, pozwalają uniknąć nieplanowanych postojów, a przez to wielomilionowych strat. z tego względu, przemysł coraz częściej sięga po nowoczesne 28 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 nieniszczące techniki kompleksowej oceny stanu urządzeń. mowa tu o branży energetycznej, paliwowej czy chemicznej. poza rozwojem poszczególnych, dobrze już znanych metod badań nieniszczących, obserwuje się dążenie do łączenia ich w pakiety z przeznaczeniem do właściwych zastosowań. ten trend umożliwia wykonywanie szybkiej i trafnej inspekcji za pomocą zaawansowanych technik badań nieniszczących, dając pełny obraz stanu urządzenia lub nawet całej instalacji. zmieniające się regulacje prawne dotyczące bezpieczeństwa eksploatacji, aspekty korozyjne i starzejąca się infrastruktura, konieczność eksploatacji na podwyższonych parametrach oraz rosnące ceny dóbr naturalnych, są motorem rozwoju metod i technik badawczych. nie wolno jednak zapomnieć o pewnych ograniczeniach takich jak szkolenie kadr technicznych czy brak specjalistów. dla zapewnienia płynnego rozwoju ndt konieczna jest współpraca między głównymi graczami na tym polu i płynny przepływ doświadczeń. rysunek 2 przedstawia powiązania pomiędzy stronami zainteresowanymi w dziedzinie ndt. rys. 2. łańcuch aspektów bezpiecznej eksploatacji urządzeń technicznych fig. 2. ndt stakeholders relationships. obecnie obserwuje się rosnące zainteresowanie użytkowników urządzeń technicznych możliwością zapewnienia stosunkowo długiej, bezawaryjnej i nieprzerwanej eksploatacji. z drugiej jednak strony, rygorystyczne aspekty bezpieczeństwa wymuszają konieczność regularnej kontroli i oceny. skutkiem tego jest poszukiwanie coraz to nowych narzędzi do kompleksowej i wiarygodnej oceny stanu materiału, połączeń spawanych i armatury. przykładowe rozwiązania są opisywane w publikacjach naukowych i prezentowane na wielu konferencjach, przy czym na uwagę zasługują nowoczesne techniki oceny wizualnej, coraz bardziej zaawansowane techniki objętościowe i rosnące znaczenie metod przesiewowych. w dalszej części referatu przedstawiono przykłady nowoczesnych metod / technik badań nieniszczących, które mogą znaleźć zastosowanie w praktyce dozorowej. metody wizualne i powierzchniowe kierunki rozwoju metod wizualnych zmierzają w stronę prezentacji wyników z zastosowaniem technologii 3d lub umożliwiających precyzyjną ocenę wizualną na podstawie zarejestrowanego podczas badania obrazu. zapewnia to kamera plenoptyczna, która zamiast tradycyjnych sensorów optycznych wyposażona jest w detektor umożliwiający rejestrację obrazu za pomocą długości, wektora i kierunku fali elektromagnetycznej. późniejsza obróbka, polegająca na odpowiednim dostrojeniu kombinacji parametrów fali umożliwia uzyskiwanie zmiennej ostrości i głębi obrazu w każdym jego punkcie, bez konieczności wykonywania serii zdjęć. wśród metod powierzchniowych znajdujemy m.in. saturated low frequency eddy current (slofec™), która wykorzystuje prądy wirowe niskiej częstotliwości. jest metodą stosowaną do szybkiego, przesiewowego identyfikowania obszarów korozyjnych z możliwością raportowania. głównym jej zastosowaniem jest kontrola den zbiorników i rurociągów ciśnieniowych i bezciśnieniowych [2, 4]. metody objętościowe spośród metod objętościowych wymienić należy ultradźwiękowe techniki phased array i time of flight diffraction (tofd), stosowane samodzielnie, jak również jako składniki szerszego programu badań. w dużej mierze wypierają one konwencjonalne ultradźwięki bazujące na metodzie echa, ponieważ zapewniają możliwość badania pełnego przekroju, prezentacji wyników na tle geometrii próbki oraz, w przypadku tofd – precyzyjnego określenia wymiarów nieciągłości – dzięki wykorzystaniu zjawiska dyfrakcji fali ultradźwiękowej. do nieocenionych zalet obydwu metod należy możliwość rejestracji wyników badań. obserwuje się także wzrost popularności badań ultradźwiękowych long range ultrasonics oraz guided wave, jakkolwiek są to techniki jakościowe. radiografia jako metoda bezkontaktowa znajduje zastosowanie w zasadzie do wszystkich materiałów i wyrobów. atrakcyjność jej polega na fakcie, że wyniki uzyskuje się w formie zapisanego obrazu na błonie lub w formie elektronicznej. do niedawna w radiografii złączy spawanych nie stosowano techniki z detektorami cyfrowymi ze względu na trudności z uzyskaniem odpowiedniej rozdzielczości. dzisiaj technika ta została opanowana i doczekała się normalizacji (pn-en iso 17636-2:201306). jednakże należy ona do najdroższych (radiografia techniką z błonami należała zawsze do najdroższych metod ndt), a i technika z detektorami cyfrowymi jest na razie bardzo droga. należy zauważyć, że techniki cyfrowe staną się szybko konkurencyjne, ponieważ przemysł coraz częściej stawia wymagania związane z niezawodnością urządzeń i czasem wykonywania badań, które zdecydowanie bardziej podrażają koszty eksploatacji 29przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 niż koszty badań. co prawda ciągle zastosowanie radiografii cyfrowej ogranicza się głównie do laboratorium i dla specjalnych celów, ale rozwój jest kwestią czasu. jednym z kierunków rozwoju jest zastosowanie hybrydowych detektorów mozaikowych (hybrid arrays) wrażliwych na różne zakresy użytego promieniowania. uzyskanie mikroogniska to również jest kwestia czasu przy aktualnym poziomie elektroniki. prowadzone obecnie badania naukowe nad promieniowaniem neutronowym i synchrotronowym otwierają szeroki zakres zastosowań. promieniowanie synchrotronowe to rodzaj promieniowania elektromagnetycznego o charakterze nietermicznym, generowane przez cząstki naładowane, poruszające się w polu magnetycznym z prędkością bliską prędkości światła. zawiera ono pasma promieniowania x oraz podczerwonego, widzialnego i ultrafioletu. niestety, zawsze pozostanie najistotniejsza wada metody radiograficznej, jaką jest zagrożenie promieniowaniem jonizującym. metody przesiewowe metody przesiewowe (jakościowe) to szczególne zastosowania niektórych nieniszczących metod konwencjonalnych. obserwuje się wzrost popularności badań technikami ultradźwiękowymi takimi jak long range ultrasonics (lorus) oraz guided wave, które znalazły zastosowanie w inspekcji rurociągów w celu wykrywania korozji. obydwie techniki należą do grupy ultradźwiękowych dalekiego zasięgu. w technice lorus stosowane są głowice kątowe generujące fale objętościowe. wykorzystywana jest ona do szybkiego przeglądu miejsc trudnodostępnych, np. pod pierścieniami zewnętrznymi, gdzie z jednego miejsca dostępu wykrywa się obecność korozji z odległości ok. 1 m. guided wave została opracowana w celu wykrywania korozji wewnętrznej i zewnętrznej na długich, bezkołnierzowych rurociągach, przebiegających na powierzchni. do zalet należy zaliczyć minimalizację obszarów, z których wymagane jest usunięcie izolacji, ograniczenie czasu inspekcji, możliwość szybkiej i kompleksowej oceny wstępnej całego rurociągu. znane są również specjalne zastosowania „przesiewowe” wykorzystujące zjawiska fizyczne metod radiograficznych czy magnetycznych. dla przykładu w badaniu rur (rurociągów) znajduje zastosowanie technika rtf, która lokalizuje obszary o zmniejszonej grubości, która jest uzupełniana techniką iris jako ilościową. rtf podaje informację uśrednioną, w % ubytku grubości ścianki na obwodzie rury, zaś iris przedstawia mapę grubości i określa grubość minimalną. natomiast rury wymienników ciepła mogą być badane technikami przesiewowymi (jakościowymi), wskazującymi obszary uszkodzeń: – mfl w celu wykrycia korozji wżerowej – drobnych wżerów, – rtf wskazującą obszary ubytków grubości ścianki, – et wykrywającą wżery, pocienienia ścianki, pęknięcia, uzupełnione ilościowo techniką iris. iris – ultrasonic internal rotary inspection system to system pomiaru ultradźwiękowego grubości ścianki głowicą centrycznie skanująca ściankę wewnętrzną rury, osadzoną współosiowo z obrotowym reflektorem odbijającym wiązkę w kierunku promieniowym. mfl – magnetic flux leakage technique jest techniką elektromagnetyczną. dwuelementowa głowica zbudowana jest z przetwornika typu cewka i elementu halla. cewka zbiera i ocenia zmiany strumienia magnetycznego, zaś sonda halla – strumień całkowity. rtf – remote field eddy current inspection jest również techniką elektromagnetyczną, która znajduje zastosowanie do badania rur kotłów i wymienników ciepła ze stali ferromagnetycznych. wykorzystuje niskie częstotliwości (zwykle 50÷1000hz). sonda rft składa się z dwóch cewek – wzbudzającej, z prądem zmiennym o niskiej częstotliwości, wysyłającej sygnał do cewki detektora umieszczonej w odległości 2,5 średnicy rury. szczególne miejsce wśród metod przesiewowych zajmuje emisja akustyczna. fale akustyczne generowane w badanym obiekcie pochodzą ze źródeł emisji, jakimi mogą być wszelkiego rodzaju miejsca wzrostu pęknięcia lub odkształceń plastycznych oraz inne, aktywne podczas badania, uszkodzenia, np. nieszczelności, rozwarstwienia. jest to metoda najczęściej stosowana do monitorowania zmian struktury i integralności strukturalnej zbiorników z tworzyw sztucznych wzmacnianych włóknem szklanym. niekiedy wykorzystywana jest do kontroli również metalowych zbiorników ciśnieniowych i magazynowych. metodę zaliczamy do przesiewowych, gdyż daje ona jedynie odpowiedź na pytanie: czy są czy nie ma źródeł emisji. w przypadku występowania źródeł emisji znana jest ich lokalizacja i informacja o konieczności wyznaczenia dodatkowych badań nieniszczących w celu identyfikacji rodzaju wielkości wady, która jest źródłem emisji. pn-en 13554 określa zasady metody. emisja akustyczna to zjawisko fizyczne, które polega na uwalnianiu się w materiale sprężystych fal chwilowych wskutek obciążenia. w wyniku obciążenia i warunków pracy w materiale zachodzą zmiany strukturalne takie jak lokalny wzrost pęknięć, odkształcenie plastyczne, korozja i przemiany fazowe. powstające fale niosą informację o zachowaniu się „wnętrza” materiału, dzięki czemu możliwe jest rejestrowanie zmian na poziomie mikro. fale akustyczne wykrywane są za pomocą czujnika, który ruchy materiału przetwarza w sygnał elektryczny, który z kolei po przetworzeniu pozwala na wykrycie źródła emisji. metodę emisji akustycznej charakteryzują następujące cechy: – metoda pasywnej detekcji, która monitoruje dynamiczną odpowiedź materiału na zastosowane obciążenie, 30 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 – może być stosowana tylko wtedy, gdy materiał w urządzeniu jest pod obciążeniem, – umożliwia wykrycie źródła emisji z kilku metrów odległości, – umożliwia to kontrolę 100% objętości materiału/ urządzenia, – wykrywa wzrost wady i zmiany w strukturze materiału, a nie wady statyczne, – umożliwia monitorowanie w czasie rzeczywistym wszelkich nieciągłości, które „rosną” pod zastosowanym obciążeniem. ae jest to metoda, która zwraca uwagę na obecność i położenie rozwijającego się procesu degradacji w odróżnieniu od większości badań nieniszczących. w przypadku ae materiał sam uwalnia energię w wyniku degradacji strukturalnej, zaś inne metody wykrywają istniejące, statyczne nieciągłości geometryczne. metoda ma ograniczenia zasadnicze, o których mówi ww. norma: – nieciągłości nie rozwijające się, nierosnące podczas badania pod wpływem przyłożonego obciążenia, w zasadzie nie generują sygnałów ae, – powtórne przyłożenie takiego samego obciążenia nie wywoła emisji z wcześniej zarejestrowanych źródeł przy tym samym obciążeniu (efekt kaisera polega na tym, że sygnał emisji akustycznej pojawia się dopiero po przekroczeniu wartości poprzedniego obciążenia). materiału pod wpływem naprężenia wyemituje ae tylko wtedy, gdy poziom tego naprężenia przekracza to, które wcześniej zastosowano, – metoda jest wrażliwa na obecność szumu procesu oraz hałasu w otoczeniu. wielokrotnie warunki otoczenia ograniczają lub wręcz uniemożliwiają zastosowanie tej metody w przemyśle. literatura [1] ustawa warszawskiego stowarzyszenia dla dozoru kotłów parowych i przepisy…zatwierdzona przez ministra handlu i przemysłu 25.12 (7.01) 1910/1 r. [2] bönisch, kontrolltechnik, schwarmstedt, germany, f.h. dijkstra , j.a. de raad röntgen technische dienst bv, rotterdam, the netherland magnetic flux and slofec inspection of thick walled components 15 wcndt, rzym – publikacja na www.ndt.net [3] tubing inspection using multiple ndt techniques fathi e. alqadeeb, 3rd mendt middle east nondestructive testing conference & exhibition – bahrain. [4] fast corrosion screening technique – innospection – publikacja na www.innospection.com [5] pn-en 13554:2004 (u) badania nieniszczące emisja akustyczna zasady ogólne. podsumowanie rozwój technologiczny od lat powodował i powoduje konieczność stosowania odpowiednich metod diagnostyki technicznej dostosowanych do obowiązujących trendów. podążanie rozwoju badań za rozwojem techniki de facto staje się już niewystarczające. tempo wdrażania innowacji w zakresie badań nieniszczących powinno być skorelowane z postępem technologicznym w niemal wszystkich obszarach dziedzin inżynierii. dobrze poznane metody badań wyróżniają się pewnymi innowacyjnymi zastosowaniami technik badawczych. istotą ogólnie pojętego rozwoju w obszarze diagnostyki jest przeniesienie wypracowywanych rozwiązań z laboratoriów i politechnik na poligon urządzeń technicznych, by ich użytkownicy mieli pewność, że eksploatacja nie zagraża bezpieczeństwu. przeglad welding technology re iew 201201_pspaw.pdf 3przegląd spawalnictwa 1/2012 paweł cegielski andrzej kolasa krzysztof skrzyniecki paweł kołodziejczak komputerowy system do badań właściwości statycznych i dynamicznych źródeł energii elektrycznej do spawania łukowego computer system to static and dynamic properties  of power sources for arc welding testing  dr inż. paweł cegielski, dr hab. inż., andrzej kolasa, prof. pw, mgr. inż. krzysztof skrzyniecki, dr inż. paweł kołodziejczak – politechnika warszawska. streszczenie od kilku lat w zakładzie inżynierii spajania politechniki warszawskiej prowadzone są prace badawczo-konstrukcyjne nad opracowaniem i wdrożeniem do praktyki systemu pomiarowego do badań właściwości statycznych i dynamicznych urządzeń zasilania łuku spawalniczego. pierwsze wersje tego systemu były omawiane fragmentarycznie w publikowanych wcześniej opracowaniach. najnowsza jego wersja, będąca połączeniem wirtualnego przyrządu pomiarowego ze sterowanym obciążeniem rezystancyjnym, jest przedmiotem tego artykułu. omówiono w nim najważniejsze założenia konstrukcyjne oraz praktyczną realizację unikatowego systemu pomiarowego. abstract during last few years in welding engineering division of warsaw university of technology some research and design activities concerned on construction and implementation to practice a computer system for measuring static and dynamic properties of power supplies for arc welding have been carried on. previous wersion of such system have been already described in former publicatins. the newest one being a combination of wirtual measuring device and controlled output resistance load module is described here. basic design assumptions as well as the practical implementation of such innowative measuting system is described. wstęp ostatnie lata przyniosły ogromny postęp w konstrukcji urządzeń spawalniczych, szczególnie źródeł energii elektrycznej do spawania łukowego. produkowane obecnie urządzenia, oparte na technice inwertorowej, są mniejsze i lżejsze, dają możliwość pełnej, bezstopniowej regulacji wielu parametrów energetycznych spawania oraz sterowania synergicznego. dzięki możliwości niemal swobodnego kształtowania czasowych przebiegów prądu i napięcia zasilających łuk spawalniczy, wprowadzane są m.in. nowe odmiany spawania mig/mag, oferujące nieznane wcześniej możliwości technologiczne, jakościowe czy związane z wymaganą wydajnością. procesy zachodzące w łuku elektrycznym, szczególnie przy zastosowaniu nowoczesnych odmian metod spawania i stosowanych do ich realizacji urządzeń, nie są dokładnie poznane. w literaturze jest stosunkowo niewiele publikacji dotyczących budowy i właściwości technologicznych współczesnych urządzeń spawalniczych, a zastosowane rozwiązania konstrukcyjne i prowadzące do nich badania nie są, z oczywistych powodów, ujawniane przez producentów. dlatego też, dla lepszego poznania zarówno procesów fizycznych zachodzących w łuku, jak i doskonalenia konstrukcji 4 przegląd spawalnictwa 1/2012 urządzeń w celu poprawy ich właściwości technologicznych, niezbędne jest opracowanie odpowiednich metod badawczych. tradycyjne metody badań oraz oceny właściwości urządzeń o konwencjonalnych rozwiązaniach konstrukcyjnych, opartych na zewnętrznych charakterystykach statycznych, wyznaczeniu współczynnika carerra [1], czy ocenie charakterystyk dynamicznych [5], zastosowane do urządzeń o nowoczesnych konstrukcjach, wykazują zazwyczaj ich dobre właściwości spawalnicze [15]. jednak często nie znajduje to potwierdzenia w jakości spoiny. przyczyna tkwi zapewne w niedoskonałości metod badawczych oraz złożoności konstrukcji urządzeń (ich charakterystyki statyczne i parametry dynamiczne mogą być dowolnie definiowane, a częstotliwość i sposób przechodzenia kropli są sterowane przez nadrzędne programy sterujące). pojawia się zatem potrzeba znalezienia nowych i/lub odpowiedniego dostosowania dotychczasowych metod badań i przyjęcia odpowiadających im kryteriów oceny. celem prac podjętych w zakładzie inżynierii spajania politechniki warszawskiej (zis pw) jest zbadania zależności pomiędzy procesami a zjawiskami fizycznymi zachodzącymi w łuku spawalniczym, a parametrami elektrycznymi obwodu łuk–źródło zasilania. jednym z pierwszych etapów było stworzenie odpowiedniej bazy pomiarowej, w tym modernizacja opracowanego w zis pw i dotychczas eksploatowanego, nowatorskiego, komputerowego systemu do badań statycznych i dynamicznych spawalniczych źródeł energii elektrycznej [2, 6, 7, 12÷15]. przedstawione wyniki prac badawczych i konstrukcyjnych otrzymano w ramach pracy naukowej finansowanej ze środków budżetowych na naukę w latach 2010÷2013 jako projekt badawczy [10]. założenia dla systemu pomiarowego wiele zjawisk fizycznych zachodzących podczas spawania jest zależnych od charakteru prądu przepływającego przez łuk. generowana w jego wyniku energia cieplna wywołuje procesy, których skutkiem jest topienie materiału, jego transport do spoiny, itp. to z kolei wpływa na zmianę parametrów elektrycznych obwodu łuk – urządzenie spawalnicze. oczywiście, na zmiany rejestrowanych przebiegów (prądu spawania i napięcia łuku) mają wpływ zarówno źródło energii, jak i procesy zachodzące w łuku. co jednak najważniejsze – zawierają w sobie informacje o procesach i przebiegu spawania. podstawowym elementem konstrukcyjnym spawalniczego zasilacza inwertorowego jest falownik (układ przełączający). podawane na jego wejście napięcie stałe przekształcane jest w procesie kluczowania na napięcie przemienne o częstotliwości powyżej 20 khz. falowniki budowane są zazwyczaj na bazie tranzystorów mocy igbt (rys. 1) [3, 9]. sam falownik może być skonstruowany w oparciu o pełnomostkowy obwód czterech par tranzystor-dioda albo półmostkowy układ dwóch tranzystorów i dwóch diod, co upraszcza sterowanie, lecz pogarsza sprawność. prąd wyjściowy źródła inwertorowego jest zależny od wymagań konkretnego procesu spawania, np. uzyskanie sterowanej charakterystyki prądu spawania (np. jego pulsacji) może wymagać zastosowania drugiego falownika. współczesne urządzenia inwertorowe wykorzystują duże częstotliwości przełączeń elementów półprzewodnikowych (nawet powyżej 100 khz) w celu generowania energii o zadanych przebiegach. stany nieustalone podczas takich przełączeń zależą od charakterystyk użytych elementów, ich konfiguracji, a także od charakterystyki obciążenia. są one przedmiotem badań w elektrotechnice i energetyce, gdyż każde przełączenie odmienne od idealnego jest źródłem strat energii. w prowadzonych w zis pw badaniach wykorzystane zostaną jako nośnik informacji o procesach zachodzących podczas spawania. z tego względu konieczne będzie opracowanie metod identyfikacji i rozgraniczenia reakcji urządzenia od reakcji łuku spawalniczego. do praktycznej realizacji tak sformułowanej metody badawczej niezbędny jest precyzyjny pomiar chwilowych zmian prądu spawania i napięcia łuku, ich rejestracja, a następnie odpowiednia obróbka zgromadzonych danych. dotychczasowe doświadczenia pokazały, że nie wystarcza rejestracja milisekundowego przebiegu „zamrożonego” na ekranie oscyloskopu – wartościowe rejestracje muszą obejmować nie mniej niż kilkusekundowe przebiegi, o jak najwyższej jakości określonej m.in. pasmem przenoszenia przetworników pomiarowych, częstotliwością i rozdzielczością próbkowania. w dalszej kolejności konieczna jest odpowiednia obróbka tak dużej ilości danych. przykładowo, jednosekundowa rejestracja prądu i napięcia, odbywająca się przy częstotliwości próbkowania 10 mhz i rozdzielczości 12 bitów, powoduje zgromadzenie 400 mb informacji. kolejnym utrudnieniem są specyficzne zakłócenia pochodzące od cyklicznych przełączeń falownika. w spawalniczych źródłach zasilających częstotliwość rys. 1. schemat zasilacza inwertorowego opartego na tranzystorach igbt o małych stratach przełączania i szybkich prostownikach wyjściowych [17] fig. 1. the diagram of inverter arc power supply based on low switching losses igbt transistors and fast output rectifiers [17] 5przegląd spawalnictwa 1/2012 przełączania, z jaką kluczowane są elementy przełączające inwertora, jest zawsze dużo wyższa od częstotliwości sterowanych (np. prądu pulsującego) lub samoistnych (np. procesu zwarć kroplami ciekłego metalu) zjawisk zachodzących w łuku. na rysunku 2 przedstawiono typowy przypadek spawania prądem pulsującym mig/mag, gdzie czas trwania impulsu wynosi ok. 1 ms, a częstotliwość pulsacji prądu spawania zawiera się w zakresie 100÷200 hz [4]. jak łatwo zauważyć, na jeden impuls prądu spawania przypada kilkadziesiąt impulsów generowanych przez inwertor, mimo że w prezentowanym na rysunku 2 przypadku zastosowano stosunkowo niewielką częstotliwość pracy inwertora, ok. 20 khz. oznacza to, że okres impulsu prądu spawania jest na tyle długi, aby było wystarczająco dużo czasu na reakcję i ewentualne korekty. tętnienia widoczne na krzywych prądu i napięcia spawania pokazane na oscylogramie, odpowiadają impulsom prądu wytwarzanym przez inwertor (rys. 3). jednocześnie widać, że napięcie rośnie dość szybko, natomiast prąd podąża za nim znacznie wolniej. powodem takiego stanu jest indukcyjność kabli na stanowisku spawania, nawet o długości poniżej 10 m. przeprowadzone testy dowodzą, że prędkość zmian prądu jest ograniczona przede wszystkim indukcyjnością kabli, a w znacznie mniejszym stopniu czasem reakcji źródła lub częstotliwością przełączania inwertora [4]. obecność tętnień pochodzących od kluczowania tranzystorów badanego zasilacza może być źródłem nieporozumień, a ich wyodrębnienie wymaga specjalnych zabiegów. zbyt mała częstotliwość próbkowania aparatury mierzącej powodować będzie istotne przekłamania, np. w postaci oscylogramów niezgodnych z rzeczywistym przebiegiem zjawisk zachodzących w łuku spawalniczym (rys. 4a). skutkiem braku odpowiedniej aparatury, w starszych publikacjach pojawiały się błędne analizy tak zniekształconych przebiegów. zabopiec temu może odpowiednie nadpróbkowanie (pomiar i rejestracja ze znacznie wyższą częstotliwością niż kluczowanie inwertora), a następnie filtracja sygnału (rys. 4b). w prowadzonych w zis pw badaniach sprawdzona będzie filtracja sprzętowa (za pośrednictwem elektronicznych filtrów dolnoprzepustowych), która w odróżnieniu od programowej, poprzedza proces pomiaru. z uwagi na zakładaną rejestrację wielosekundowych przebiegów, uzyskanie pozytywnego efektu przyczyni się do znacznie mniejszej objętości rejestrowanych rys. 2. porównanie czasu trwania impulsu prądu spawania mig puls z okresem przełączania inwertora [4] fig. 2. the comparison of current pulse during mig welding and inverter switching pulse duration [4] rys. 3. przebiegi prądu i napięcia podczas spawania mig puls drutem almg5 o średnicy 1,2 mm. od góry: przebieg impulsów prądu (100 a/dz) i przebieg napięcia łuku (10 v/dz) [4] fig. 3. current (up) and voltage (down) waveforms during mig pulse welding with almg5 electrode wire of dia. 1,2 mm. welding current 100 amps/div. and voltage 10 volt/div [4] rys. 4. porównanie takiego samego przebiegu prądu spawania zarejestrowanego przy: a) niedostatecznej (100 khz), b) wystarczającej (10 mhz) częstotliwości próbkowania fig. 4. the comparison of welding current waveforms recorded with not adequte (100 khz) and adequate (10 mhz) sampling frequency a) b) 6 przegląd spawalnictwa 1/2012 danych (można będzie bowiem znacznie zmniejszać częstotliwość próbkowania). założono także, że dzięki szczegółowej rejestracji parametrów spawania możliwe będzie, w przyszłości, wydzielenie składowych sygnałów elektrycznych determinowanych zewnętrznym zakłóceniem procesu spawania, powodującym wadliwość spoiny, i sygnalizacja tego stanu w czasie rzeczywistym procesu. pociągnie to za sobą kolejny problem – konieczność ciągłej analizy, w czasie rzeczywistym pomiaru, bardzo dużej ilości danych. dla osiągnięcia postawionych celów zbudowana została nowa, innowacyjna wersja urządzenia badawczego, zapewniającego kompleksowe wyposażenie i oprogramowanie do pomiaru, rejestracji oraz bieżącej (w czasie rzeczywistym) i późniejszej (po zarejestrowaniu) analizy danych. same pomiary, tak jak w dotychczasowych badaniach, będą się mogły odbywać zarówno w czasie spawania, jak i w warunkach symulowanego obciążenia badanego zasilacza spawalniczego wbudowanym, sterowanym obciążeniem rezystancyjnym. możliwe będzie przy tym pozyskiwanie „konwencjonalnych” charakterystyk statycznych, jak oraz dynamicznych, przy zaprogramowanym, zmiennym obciążeniu rezystancyjnym o zadanej charakterystyce, obejmującym różnorodne przebiegi, skoki jednostkowe i całkowite zwarcie. tego typu badania ze sterowanym, szybkozmiennym obciążeniem rezystancyjnym stanowią oryginalny wkład autorów do badań spawalniczych źródeł energii elektrycznej, z powodzeniem wykorzystywane w odniesieniu do różnorodnych źródeł do spawania łukowego [2, 6, 7, 12÷15]. koncepcja wirtualnego przyrządu pomiarowego nowoczesne, autonomiczne przyrządy pomiarowe dają możliwość prowadzenia wszechstronnych, skomplikowanych i bardzo dokładnych pomiarów. z równym powodzeniem mogą wejść w skład prostego, często doraźnie zmontowanego toru pomiarowego (rozumianego jako zbiór elementów całkowicie niezależnych), jak i wysoce zautomatyzowanego systemu, objętego wspólnym sterowaniem i rejestracją wyników. najbardziej rozbudowane, skomputeryzowane przyrządy autonomiczne zwane są niekiedy inteligentnymi. jednak od chwili powszechnego wprowadzenia komputerów osobistych powielanie standardowych bloków sterowania komputerowego wewnątrz obudowy każdego inteligentnego przyrządu stało się, zdaniem wielu autorów wysoce nieracjonalne [11, 16]. coraz częstszą alternatywą stają się przyrządy wirtualne. przyrząd wirtualny definiowany jest jako rodzaj przyrządu pomiarowego powstałego w wyniku sprzężenia sprzętu pomiarowego (jak karty pomiarowo-sterujące czy czujniki pomiarowe) z komputerem osobistym ogólnego przeznaczenia i oprogramowaniem, które może umożliwiać pracę systemu na zasadach takich, jak przy obsłudze tradycyjnego przyrządu pomiarowego [11]. aby stworzyć tego typu system trzeba wyposażyć komputer osobisty np. w kartę zbierania danych (daq – data acquisition card), napisać odpowiadające własnym potrzebom oprogramowanie użytkowe i realizować zamierzone funkcje pomiarowe (rys. 5). do najważniejszych narzędzi programistycznych wspomagających projektowanie przyrządów wirtualnych zalicza się pracujący w środowisku graficznym pakiet labview firmy national instruments [8]. tworzenie aplikacji pomiarowej przebiega dwutorowo – jednocześnie powstaje graficzna prezentacja przepływu mierzonych sygnałów obrazująca działanie aplikacji, użyte funkcje i procedury oraz przyjazny dla użytkownika interfejs operatorski (rys. 6). dotychczasowe doświadczenia z wersją 7.1 pakietu w pełni potwierdziły jego przydatność, a zastosowana w zmodernizowanym systemie pomiarowym najnowsza wersja labview 2011 oferuje nowe możliwości [2, 13]. należą do nich m.in. jeszcze większe możliwości integracji sprzętu z oprogramowaniem, nowe biblioteki przekształceń i procedur, większa szybkość tworzenia aplikacji, w tym jej testowania i modyfikacji. rys. 5. idea wirtualnego przyrządu pomiarowego [11] fig. 5. the principle of wirtual measuring device [11] rys. 6. przykład kodu sterującego pomiarem i interfejsu użytkownika, uzyskane w labview [8] fig. 6. an example of measurement and user interface controll code of labview software [8] 7przegląd spawalnictwa 1/2012 na szczególną uwagę zasługują jednak dwa nowe, specjalizujące dodatki: – ni labview system identification toolkit, który umożliwia m.in.: zaawansowaną obsługę kart pomiarowych (generowanie sygnałów sterujących), akwizycję danych i ich przetwarzanie wg zaprogramowanych algorytmów oraz wizualizację wyników; – diadem ni, który jest odrębnym narzędziem służącym do szybkiej lokalizacji, wizualizacji i analizy danych pomiarowych zebranych podczas ich pozyskiwania i/lub wytworzonych podczas symulacji. aplikacja została zaprojektowana na potrzeby zadań wymagających szybkiego dostępu, obróbki i raportów w odniesieniu do bardzo dużej ilości danych, również występujących w wielu niestandardowych formatach. obok narzędzi programistycznych, niezbędnym wyposażeniem jest osprzęt tworzący kompletny tor pomiarowy: instalowane w nadrzędnym komputerze pc karty pomiarowo-sterujące i oscyloskopowe oraz przetworniki (czujniki) mierzonych wielkości. w omawianym przypadku wykorzystano sprawdzone już poprzednio elementy, w tym m.in.: – przetwornik prądu vacumschmelze t60404n4644x055, 50 khz, 500 a; – szerokopasmowy przetwornik napięcia lem cv 3-200, 300 khz, +/200 v dc; – karta pomiarowo-sterująca ni pci – 6251, 16 i/o analogowych, 24 i/o cyfrowych, 6 kanałów dma, 2 wewnętrzne timery: 20 mhz i 80 mhz, częstotliwość próbkowania 1,25 ms/s na kanał (national instruments); – specjalistyczna karta oscyloskopowa pci-das 4020/12, dwa kanały po 20 ms/s, rozdzielczość 12 bitów (measurement computing corporation); – specjalizowana karta dźwiękowa maya 44mk2 (audiotrak); – mikrofon pojemnościowy (fantomowy) sy91 (sound import, chorzów). karta pomiarowo-sterująca, ze względu na ograniczone pasmo pomiarowe, wykorzystywana jest przede wszystkim do sterowania pomiarem, w tym omówionym w artykule obciążeniem rezystancyjnym, oraz do prostszych pomiarów, np. charakterystyk statycznych. dodatkowa, specjalizowana karta oscyloskopowa ma służyć do pomiaru szerokopasmowego podczas obciążeń dynamicznych badanego zasilacza, w tym podczas spawania. w tym przypadku, z uwagi na ogromną ilość przekazywanych danych, istotnym ograniczeniem staje się czas rejestracji, który w praktyce nie przekracza kilku sekund. realizacja praktyczna nowego systemu pomiarowego na rysunku 7 przedstawiono uproszczony schemat blokowy zbudowanego systemu pomiarowego. stanowi on rodzaj wirtualnego przyrządu pomiarowego o strukturze otwartej, opartej na karcie akwizycji danych daq, integrującej tor pomiarowy i blokowy zbudowanego systemu pomiarowego. w odróżnieniu od wcześniejszej, zwartej konstrukcji urządzenia, w całości umieszczonej wewnątrz stalowej obudowy, nowa przyjęła postać modułową – ramową (rack). uzyskana w ten sposób swoboda aranżacji przestrzeni pozwoliła na optymalne rozmieszczenie poszczególnych elementów, zarówno pod względem termicznym, jak i wzajemnego zakłócania (rys. 8). w przyszłości możliwa będzie dowolna rozbudowa i modyfikacja systemu. nowatorskim składnikiem pierwotnie opracowanej aparatury pomiarowej jest blok mocy, na który składają się rezystory drutowe wraz z przełączającymi je kluczami tranzystorowymi igbt. w ramach modyfikacji uproszczono sekwencje włączeń rezystancji, redukując ich liczbę z 65 do 22. zastosowano najnowsze bloki tranzystorowe igbt (cm800du-12h, mitsubishi), zdolne do realizacji stanu pełnego zwarcia badanego zasilacza pojedynczym kluczem (zamiast pierwotnie stosowanego „powolnego” stycznika elektromagnetycznego), a połączenia obwodu mocy rys. 7. schemat blokowy zbudowanego systemu pomiarowego fig. 7. the block diagram of the measuring system rys. 8. schemat rozmieszczenia elementów systemu pomiarowego: 1 – komputer pomiarowy, 2 – monitor, 3 – półka na dodatkowy komputer i izolacja termiczna, 4 – kaseta sterowników kluczy i zasilaczy, 5 – przetworniki i gniazda pomiarowe, 6 – dwa bloki kluczy igbt, 7 – blok rezystorów drutowych fig. 8. the arrangement of the measuring system components: 1 – measuring computer, 2 – monitor, 3 – space for additional computer and thermal isolation, 4 – controllers, switches and supplies module, 5 – converters and measuring sockets, 6 – two igbt switching modules, 7 – wire resistors module 8 przegląd spawalnictwa 1/2012 zrealizowano wyłącznie stosująć płaskowniki i elastyczne taśmy miedziane (rys. 9). dzięki tym zabiegom znacznie wzrosły zakresy mierzonych parametrów, szybkość i przejrzystość układu oraz poziom bezpieczeństwa toru obciążającego. poniżej przedstawiono najważniejsze parametry uzyskane po modernizacji (w nawiasach wartości przed zmianami): – maksymalny prąd wejściowy: ciągły 800 (400) a dc, chwilowy 1500 (800) a dc, – maksymalne napięcie wejściowe: 400 (200) v dc, – sterowana programowo (automatyczna) zmiana oporności w zakresie 0,09÷2,26 w, uzyskiwana w 22 (65) krokach, obejmujących także stan jałowy – bez obciążenia i pełne zwarcie kluczem tranzystorowym (poprzednio stycznikiem elektromagnetycznym), – maksymalna szybkość zmiany obciążenia do ok. 20 khz, obejmująca także stan pełnego zwarcia (poprzednio stan pełnego zwarcia nie mógł być w pełni ujęty w szybkozmiennym cyklu obciążającym). rys. 9. połączenia obwodu mocy, obejmującego bloki igbt oraz rezystory drutowe fig. 9. the wiev of power circuit consisting of igbt transistors and wire resistors zrezygnowano także ze znanych z poprzedniej wersji fizycznych układów ręcznego sterowania obciążeniem i przyrządów wskaźnikowych (średnich wartości prądu spawania i napięcia łuku) oraz logiki sterującej i zabezpieczającej (zabezpieczenia termiczne, przed niedozwolonymi załączeniami obciążenia itp.), przenosząc je w całości do programu sterującego zrealizowanego w środowisku labview. usunięto w ten sposób źródła licznych zakłóceń (przez zminimalizowane liczby połączeń, obwodów, zasilaczy itp.) i ograniczeń funkcjonalnych – zamiast sztywnej logiki sterującej opartej na mikroprocesorze, wykorzystano dowolnie zmienną logikę zaprogramowaną w środowisku sterującym. na rysunku 10 pokazano przykładowo jeden z wirtualnych paneli sterujących, działający w środowisku labview. ogólnie, aplikacja komputerowa w całości steruje obciążeniem rezystancyjnym, niezbędnym do wykonywania charakterystyk statycznych i symulowanych dynamicznych, a także odpowiada za pomiar i rejestrację parametrów oraz ich późniejszą analizę. zagadnienia te będą przedmiotem dalszych analiz. rys. 10. jeden z paneli sterujących – procedura pomiaru charakterystyk statycznych fig. 10. one of controll panel – the static output characteristic measurement procedure podsumowanie przeprowadzone badania funkcjonalne zmodyfikowanej, innowacyjnej wersji systemu do badań spawalniczych źródeł energii z automatycznym sterowaniem, rejestracją i analizą wyników, wykazały jej wysoką jakość i funkcjonalność. jednocześnie, prowadzonym badaniom towarzyszą ciągłe modyfikacje aplikacji sterujących oraz udoskonalanie układów elektronicznych. umożliwiają one prowadzenie dalszych prac skoncentrowanych nad wyznaczeniem modeli lub tabeli zależności pomiędzy procesami zachodzącymi w łuku spawalniczym a przebiegami elektrycznymi w czasie spawania. zależności te posłużą do pogłębienia wiedzy o procesie spawania, wyznaczenia nowych kryteriów oceny przydatności urządzeń spawalniczych, nowych metod diagnostyki spoin oraz ograniczenia energochłonności procesu spawania. 9przegląd spawalnictwa 1/2012 literatura [1] carrer a.: dynamic behavior of dc arc welding generators for arc welding. iiw doc. 11-31-58. [2] cegielski p., kolasa a.: komputerowy system do badań właściwości statycznych i dynamicznych spawalniczych źródeł energii elektrycznej. prace naukowe politechniki warszawskiej, mechanika, z. 215, warszawa 2006. [3] katalog firmy mitsubishi: igbt modules. high power switching use insulated type. [4] kemppi pro news, biuletyn informacyjny firmy kemppi, 3/2004. [5] kolasa a.: właściwości dynamiczne źródeł energii elektrycznej do spawania łukowego oraz kryteria ich oceny. prace naukowe politechniki warszawskiej, mechanika, z. 135, warszawa 1990. [6] kolasa a., cegielski p., węglowski m., skrzyniecki k.: technical performance of low power welding inverters. 4th international conference ape’07, warszawa 2007. [7] kolasa a., cegielski p., węglowski m., skrzyniecki k.: właściwości dynamiczne inwertorowych źródeł energii elektrycznej do spawania metodą mig/mag. prace naukowe politechniki warszawskiej, mechanika, z. 229, warszawa 2009. [8] labview 2011 express. user manual, national instruments 2011. [9] nowak s., barlik r.: poradnik inżyniera energoelektronika. wnt, warszawa 1998. [10] projekt badawczy własny ministra nauki i szkolnictwa wyższego nr n n503 206339 pt. badanie zależności pomiędzy zjawiskami zachodzącymi w łuku spawalniczym w różnych odmianach metody mag a parametrami elektrycznymi układu łuk – urządzenie spawalnicze. kierownik: prof. nzw. dr hab. inż. andrzej kolasa. [11] rak r.j.: wirtualny przyrząd pomiarowy. oficyna wydawnicza politechniki warszawskiej, warszawa 2003. [12] skrzyniecki k., kolasa a., cegielski p.: badanie charakterystyk statycznych i dynamicznych układu źródło zasilania – łuk. przegląd spawalnictwa 6/2011. [13] skrzyniecki k., krajewski a., cegielski p., hudycz m., kolasa a.: zastosowanie wirtualnych przyrządów pomiarowych do badania urządzeń i procesów spawalniczych. prace naukowe politechniki warszawskiej, mechanika, z. 229, warszawa 2009. [14] węglowski m., kolasa a., cegielski p.: badania właściwości technologicznych spawalniczych zasilaczy inwertorowych. przegląd spawalnictwa 9-10/2006. [15] węglowski m., kolasa a., cegielski p.: ocena stabilności procesu ręcznego spawania łukowego elektrodami otulonymi. przegląd spawalnictwa, 1/2006. [16] winiecki w.: organizacja komputerowych systemów pomiarowych. oficyna wydawnicza politechniki warszawskiej, warszawa 1997. [17] www.dacpol.pl: postęp w elektronicznych zasilaczach do spawarek. artykuł branżowy, publikacja z 10.09.2004. seminarium robotyzacja procesów spawalniczych w dniach 29.11÷01.12.2011 r. w regionalnym centrum aplikacji abb w aleksandrowie łódzkim odbyło się seminarium pt.: robotyzacja procesów spawalniczych. seminarium zorganizowała firma abb wraz z partnerami: esab, abicor-binzel i roboprojekt, a nad wydarzeniem objął patronat instytut spawalnictwa w gliwicach. podczas seminarium przedstawiono zrobotyzowane aplikacje wykonywane przy zastosowaniu robotów abb oraz oprzyrządowania dostarczanego przez partnerów. zaprezentowano nowe modele znanych i cenionych cel spawalniczych flexarc wyposażonych w nadgarstek hollow wrist o nowoczesnej konstrukcji. omówiono oprogramowanie aplikacyjne robotware arc dedykowane do procesów spawalniczych i funkcjonalność oprogramowania robotstudio z dodatkiem arc welding powerpac. istotnym elementem było połączenie prezentowanych informacji z pokazem praktycznym możliwości programowania i obsługi robotów, jak również innych aplikacji związanych z obróbką powierzchni. obecność przedstawicieli firm partnerskich abb umożliwiła zaznajomienie się z kluczowymi kryteriami doboru elementów wyposażenia stanowisk zrobotyzowanych, a także produktami dedykowanymi do robotyzacji procesów spawania. w trakcie seminarium nie pominięto również ekonomicznych aspektów inwestycji w zrobotyzowane stanowiska spawalnicze, które przedstawił dr inż. tomasza pfeifer z is w gliwicach, omawiając także metody oceny efektywności wdrożeń stanowisk do spawania robotyzowanego. lechosław tuz zrobotyzowane stanowisko spawalnicze uchwyt elektrodowy welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(3) 2019 ` 41 doi: http://dx.doi.org/10.26628/wtr.v91i3.1045 article structure and mechanical properties of hvof sprayed (wc-co+co) composite coating on ductile cast iron marzanna ksiazek 1,*, lukasz boron 2, adam tchorz 2, ryszard grzelka 3 1 agh university of science and technology, department of non-ferrous metals, poland; 2 foundry research institute, poland; mgr inż. boron lukasz; lukasz.boron@iod.krakow.pl mgr inż. tchorz adam; adam.tchorz@iod.krakow.pl 3 plasma system s.a., poland, mgr inż. grzelka ryszard; grzelka.ryszard@plasmasystem.pl * correspondence: dr hab. inż. ksiazek marzanna; mksiazek@agh.edu.pl received: 02.02.2019; accepted: 07.03.2019 abstract: an investigation was conducted to determine the role of co particles in the wc-co coating produced with the high velocity oxygen-fuel (hvof) spraying on microstructure, mechanical and wear properties in a system of type: wc-co coating/ductlile cast iron. the microstructure of the thermal sprayed wc-co+co coating was characterized by scanning electron (sem) and transmission electron (tem) microscopes as well as the analysis of chemical and phase composition in microareas (eds, xrd). for analysis of the quality and adhesion of coatings, the scratch–test was applied. it was found that as a result of the hvof spray of wc-co powders with the addition of co particles, the coatings of low porosity, high hardness, a very good adhesion to the substrate, compact structure with partially molten co particles and finely fragmented wc particles embedded in a cobalt matrix, coming to the size of nanocrystalline sizes were obtained. moreover, the results were discussed in reference to examination of bending strength considering cracking and delamination in the system of (wc-co+co)/ductile cast iron as well as hardness and wear resistance of the coating. it was found that the addition of co particles was significantly increase resistance to cracking and wear behaviour in the studied system. keywords: thermal spraying; hvof; wc-co coating; wear resistant introduction a coating material constituting the subject of multiple research works is hard tungsten carbide in the cobalt matrix characterised by high resistance to wear [1]. wc-co coatings are widely used in order to: (i) increase the durability of various machine and equipment components, such as: dies for extrusion and hot forming, dies, forging tools, gas turbine nozzles, sleeves, printing rollers, piston rings and many others, (ii) reduction of production costs, (iii) material and energy savings, as well as (iv) regeneration of the above-mentioned components. supersonic processes are most often used when applying wc-co coatings by means of thermal spraying methods. plasma spraying was previously used, yet the interaction of high plasma temperature and the presence of oxygen caused phase changes during the flight of particles of the coating material, i.e. decomposition of carbide and decarburisation, leading to the formation of brittle phases of w2c, w and coxwycz type as well as oxidation of the coating, which consequently led to deterioration of the coating's performance properties [2]. the use of supersonic spray (hvof) reduced these adverse effects due to the higher velocities and lower temperatures experienced by the powder particles. consequently, this results in higher quality, more wear-resistant coatings, with higher levels of retained wc and less porosity [3÷5]. the aim of the work was to assess the effect of modifying the chemical composition by doping of standard wc-12co powders with metallic co particles during consolidation of coatings on ductile cast iron in the process of high velocity oxygen fuel (hvof) on the structure, mechanical and wear properties of a composite coating system (wc-co+co)/ductile cast iron in combination with the analysis of cracking and delamination of the coating in the area of the interface. http://dx.doi.org/10.26628/wtr.v91i3.1045 mailto:lukasz.boron@iod.krakow.pl mailto:adam.tchorz@iod.krakow.pl mailto:grzelka.ryszard@plasmasystem.pl mailto:mksiazek@agh.edu.pl welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(3) 2019 42 test methodology the composite coating was produced by supersonic powder spraying of carbide powder with wc-12co composition (88% wc-12% co) with a grain size of – 45+15 µm, into which 10 wt.% of 20 µm co particles were introduced. in order to spray the coatings, a hv50 hvof system in the company plasma system s.a. was used, where a mixture of kerosene and oxygen was used as the fuel for the spraying process. the substrate made of ductile cast iron en-gjs-500-7 with the following chemical composition is given in table i, was characterised by the following mechanical properties are given in table ii. table i. chemical composition of en-gsj-500-7 table ii. mechanical properties of en-gsj-500-7 the substrate samples had the dimensions of 100x15x5 mm. prior to spraying, the surface of the substrates was sandblasted with loose corundum of 20 mesh granulation. the parameter of the substrate surface roughness ra amounted to 30 µm. the technological parameters of the spraying process are given in table iii. the average thickness of the applied coating was 200 m. table iii. hvof spraying parameters a light microscope (lm), a scanning electron microscope (sem, dual beam scios fei) and a transmission electron microscope (tem, joel 2010 ard) equipped with eds spectrometers were used to study the structure and chemical composition of the coating/substrate type system. coating/substrate type preparations for the transmission microscope in the form of a thin foil were obtained thanks to the use of ion thinning in a special device gatan pips691v3.1 for low-angle thinning [6]. the phase composition was determined by means of x-ray phase analysis on x'pert pro panalytical diffractometer in the 20÷90 angular range with cuk radiation. the measurement of the carbide coating porosity was carried out on microscopic photographs (lm) using aphelion 3.0 programme to analyse the stereological parameters of the microstructure. the measurements of microhardness of the coatings were carried out on metallographic samples made on cross-sections of normal samples to their surface by means of the vickers method using hanemann microhardness meter, mounted on neophot 2 microscope at a load of 0.1 kg. the measurements of the indentation hardness were carried out for the precise assessment of the microhardness of the coatings. measurements of indentation hardness (hit) and young's modulus (eit) were carried out using a multifunction measuring platform equipped with a microhardness meter by anton paar. in this method, it is possible to evaluate the process of pressing an indenter into a material by measuring both force and displacement during plastic and elastic deformation. by registering the entire application and removal force cycle, hardness values equivalent to traditional hardness values as well as other material properties such as the pressing module can be determined. the advantage of this method is that all of the mentioned values can be calculated without having to measure the size of the imprint of an indenter. the hardness measurement with this method was carried out for a load force of 1 n and a load speed of 2 n/min. five measurements were carried out for each sample. as part of the experiment, measurements of the surface roughness of coatings made by means of plasma spray using a confocal microscope were carried out. three-dimensional chemical composition, wt.% c si mn p s cr ni mg cu fe 3.61 2.29 0.45 0.045 0.009 0.03 0.01 0.057 0.75 rest tensile strength, mpa conventional yield point, mpa elongation, % hardness, hb 500 340 7 220 gun movement speed, mm/s oxygen, l/min kerosene, l/h powder feed rate g/min powder feed gas, l/min spray distance, mm 583 944 25.5 92 nitrogen, 9.5 370 welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(3) 2019 43 images and their analysis allowed for a precise understanding of the geometrical structure of the examined surfaces. the strength of the coating/substrate connection was determined during a 3-point bending test on instron 8800m strength machine using a specially designed holder for coating/substrate type samples with dimensions of 100x15x5 mm. the spacing of supports amounted to 70 mm, while the deformation rate was 1mm/min. three samples were used for a single test. observations of the surface of fractures after a 3 point bending test were carried out using a scanning microscope. tests of adhesion of coatings to the substrate and determination of other mechanical types of damage were carried out using a scratch test using a rockwell penetrator. the test was carried out on a multifunction measuring platform (micro-combi tester, switzerland) equipped with anton paar scratch test heads according to the standard [7]. the scratch length amounted 5 mm. the tests were carried out using a rockwell c diamond with a rounding radius of 50 µm with a linear increase in normal force, loading this penetrator in the 1÷20 n range. the indenter's shift rate was 5 mm/min. the parameters measured during the test were the penetration depth of the indenter pd, the force acting on the indenter fn and the acoustic emission signal ae. damage to the coating/substrate system is detected and evaluated on the basis of direct microscopic observation of the crack formed and by measuring the acoustic emission. the normal force at which damage occurs is called the critical load lc. a critical load was determined, causing cohesive (lc1) and adhesive (lc2) cracks determining the quality of the coating and substrate bonding. test results and discussion figure 1 presents the results of metallographic observations of composite coatings (wc-co)+co sprayed on a ductile cast iron substrate. the coatings produced were characterised by the structure typical of thermal spraying, i.e., layered flattened grains formed by powder particles, which undergo severe plastic deformation and geometric changes in the hvof process [5,8]. in the structure of coatings, fine tungsten carbide particles of various sizes embedded in a cobalt matrix, partially melted co particles (which, after striking against the substrate, change their shape from spherical to elongated, decrease their height and extend parallel to the surface of the substrate) and pores occur. co particles introduced into the coating material, constituting a soft phase compared to the brittle tungsten carbide grains, are more susceptible to plastic deformation and are responsible for the plasticity of the carbide coatings. the coating is characterised by a compact structure without cracks or micro-voids and good adhesion to the substrate (the interface between the substrate and the coating is continuous), which indicates favourable conditions of the application process, ensuring adequate adhesion of the coating to the substrate. the reduction of porosity and increase of the surface smoothness in the composite coating wc-co+co was found in relation to the coating without co particles. the porosity of the composite coating is 2.5%, and the value of the surface roughness parameter ra is 3.7 m. for the wc-co coating without co particles, the porosity and value of the parameter ra are 4.0% and 5.5 m respectively. the addition of co has a positive effect on reducing the porosity of the coating, as co particles have a much lower melting point compared to wc particles and fill the pores in the coating more easily. in order to present the differences in the chemical composition of the composite coating (wc-co+co) in detail, a surface, linear and point analysis of the chemical composition were carried out using sem-eds microanalysis (fig. 2). in the coatings, areas can be distinguished in which not only a significant proportion of tungsten or cobalt occurs, but also varying degrees of remelting (areas with co particles characterised by a dendritic structure). light grains in the composite coating (wc-co+co) constitute a phase with a high content of tungsten, while the darker ones are the areas of the occurrence of the metallic phase – co. in order to present the differences in the chemical composition of the composite coating (wc-co+co) in detail, a surface, linear and point analysis of the chemical composition were carried out using sem-eds microanalysis (fig. 2). in the coatings, areas can be distinguished in which not only a significant proportion of tungsten or cobalt occurs, but also varying degrees of remelting (areas with co particles characterised by a dendritic structure). light grains in the composite coating (wc-co+co) constitute a phase with a high content of tungsten, while the darker ones are the areas of the occurrence of the metallic phase – co. microscopic observations indicate a strong fragmentation of tungsten carbide grains, on average from approx. 40 µm in the initial state to approx. 0.5÷2 µm in both the coating and in the area of coating/substrate interface. no penetrateon (diffusion) of elements from the substrate material to the coating and vice versa was found, which in consequence indicates the adhesive mechanism of bonding between the coating material and substrate and no changes in the cast iron microstructure after the spraying process (ferrite and perlite constitute the matrix of cast iron both before and after spraying). welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(3) 2019 44 fig. 1. a) microstructure of the composite coating (wc-co+co) deposited on ductile cast iron lm, b) magnified area selected in fig. 1a, c) details of the coating structure in differential interference contrast (dic), and d) cast iron structure composed of ferrite and perlite measurements of microhardness of coatings show significant dispersion, which is associated with their structure. in areas containing tungsten carbides, the hardness ranges from 1847 to 2170 hv0.1, while in the area of partially melted co particles, the hardness varies from 620 to 820 hv01. doping with metallic particles resulted in local reduction in the hardness of the coating, which consequently reduces its brittleness. it is worth noting here that after spraying the composite coating on ductile cast iron, a 8.5-fold increase in ductile iron hardness is observed compared to the initial state, i.e. without the coating (metal matrix hardness equals 230 hv0.1). the results of indentation measurements, i.e. hardness hit and young's modulus eit of the tested coatings, are from 14.17 to 15.58 gpa and 301.28 to 301.88 gpa respectively for the areas of wc occurrence. on the other hand, for areas of the occurrence of co particles, the values of hardness and young's modulus are from 6.58 to 9.99 gpa and from 162.43 to 256.12 gpa respectively. figure 3 shows the change of force during loading and unloading, enabling the determination of the hardness and the young's modulus in the specific area of the coating. x-ray analysis of the phase composition revealed the occurrence of carbide phases: wc and w2c, a small proportion of w and a significant proportion of co (fig. 5). the new phases of w2c and w are fragile and are the result of the decomposition of wc→w2c+c and w2c→2w+c carbides as a result of the spray jet acting on the wc powder grains [9]. due to the fact that co particles have a lower young's modulus, which means that the composite coating has a lower modulus value compared to the wcco coating. thus, the presence of co particles as a plasticising phase improves the coating’s resistance to cracking. detailed microstructural tests of the coating carried out on a thin tem foil from the cross-section of the sample showed a nanocrystalline structure with a band-like character. in the coating microstructure there are longitudinal bands with a thickness of 100÷300 nm arranged parallel to each other (fig. 4) inside which nanocrystalline grains (from 10÷30 nm) of well-defined and regular shapes occur. welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(3) 2019 45 fig. 2. a) scanning micrographs of the composite coating (wc-co+co) deposited on ductile cast iron interface with b) eds spectra taken from the marked points:1, 2 and 3, c) map of distribution of concentrations of c, w, co, fe taken from the region of interface, d) linear distribution of c, o, w, co and fe fig. 3. hysteresis curve of load-deformation in the system of wc-co+co/ductile cast iron obtained at 1 n load in the area of occurrence of co particles (hit= 6.58 gpa, eit=162.42 gpa) welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(3) 2019 46 ring electron diffractions confirmed the nanocrystalline nature of the coating structure. in addition, based on fuzzy diffraction rings, its amorphous character can also be assumed. thanks to the eds (energy dispersive x-ray spectroscopy) technique, a point analysis of the chemical composition in the coating was obtained and the elements constituting the coating – w and co – were identified. fig. 4. a) tem analysis of the composite coating (wc-co+co) deposited on ductile cast iron with corresponding c) eds spectra and b) representative area diffraction pattern indicates the formation of nanocrystalline structure wc decarburises to metallic w and leads to the formation of a phase limiting the amount of wc particles during spraying (carbides with a lower carbon content are formed). in addition, volume proportions and average crystallite sizes of individual phases in the tested coating were determined (table iv). wc content amounted to 83.3 wt.% and the contents of w2c and w phases amounted to 5.4 wt.% and 3.3 wt.% respectively, while the content of co amounted to 8.0 wt.%. the volume proportion of wc in the structure of the composite coating is significant, which is related to the lower losses of wc during the coating spray process. it is worth mentioning that the values of the average crystallite sizes of the individual phases demonstrate the nanocrystalline nature of the coating. figu-re 6 presents a comparison of bending test results for the wc-co/ductile cast iron and wc-co+co/ductile cast iron systems in the relation bending stress-deflection value. the values of maximum bending stresses for the wc-co/ductile cast iron and wc-co+co/ductile cast iron systems amount to 515 mpa±7 and 544 mpa±10 respectively. fig. 5. x-ray diffraction pattern of the composite coating (wc-co+co) deposited on ductile cast iron by hvof welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(3) 2019 47 table iv. detailed results of xrd fig. 6. bend test curves recorded for the systems type: wc-co+co/ductile cast iron and wc-co/ductile cast iron in the tested systems, the bending curves are parabolic. the character of the stress-deflection curve for the wc-co+co/ductile cast iron system indicates that the mechanism of damage proceeds in a more typical way as for plastic materials, whereas for the wc-co/ductile cast iron system it proceeds as for brittle materials. for the wc-co+co/ductile cast iron system on the bending curve, there is a long range of deflection path during which the stress gently rises and then falls. the value of the deflection arrow followed by a drop in stress leading to the damage of the sample is approx. 2.2 mm. however, there is no such a long range of deflection path for the wc-co/ductile cast iron system. comparing the curves obtained, it can be concluded that for the wc-co/ductile cast iron system, there is a slight decrease in the strength parameters of the bending process, and the deflection arrow is reduced to the value of 1.8 mm. it is worth noting that in the wc-co/ductile cast iron system, the coating is harder and more brittle, which consequently limits the dissipation of plastic deflection energy, while the intensively increasing load causes crack propagation and a small deflection range. it should also be emphasized that an important factor influencing the reduction of the final strength of the coating system are internal stresses caused by differences in the values of linear and substrate expansion coefficients. for the material from which the substrate is made, the value of the linear expansion coefficient is approx. 13.2·10-6k-1, while for the wc-co type coating, it is approx. 5.5·106 k-1 [8]. due to the value of linear expansion coefficient co (12·10-6 k-1), the coating material composition in the spraying process will not generate additional internal stresses, which consequently guarantees a permanent connection between the coating material and the substrate. observations of sample cracks after the bending test conducted on a scanning microscope (fig. 7) indicate that in the wc-co/ductile cast iron system, the damage occurs within both the coating near the coating/substrate interface and along the coating/substrate interface, while in wc-co+co/ductile iron destruction occurs only along the coating/substrate interface. adhesion tests and determination of other symptoms of mechanical damage were carried out on the following systems: wc-co/ductile cast iron and wcco+co/ductile cast iron. figure 8 shows the dependence of the depth of indenter penetration and the acoustic emission signal on the normal force and the path of the penetrator together with the image of cracks on the surfaces of the tested systems. composition weight percentage of phase composition, % crystal size from xrd dxrd, nm wc 83.3 50 w2c 5.4 33 w 3.3 26 co 8.0 19 welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(3) 2019 48 fig. 7. sem micrographs of the fracture surface after bend test in the systems: a) wc-co+co/ductile cast iron, b) wc-co/ductile cast iron and c) magnified area selected in fig. 7b damage to the coating/substrate system is detected and evaluated on the basis of direct microscopic observation of the crack formed and by measuring the acoustic emission. the normal force at which damage occurs is called the critical load lc. it is worth noting that the critical load values were estimated at the large penetration depths of the indenter (after the fifth movement of the scratch test head along the same scratch trace). table v presents the values of the critical load corresponding to the appearance of the first small cracks in the tested coatings and adhesive cracks as well as the maximum depths of the indenter’s penetration. it is worth mentioning that the critical force as the measure of adhesion is the smallest normal force causing loss of adhesion of the coating with the substrate. its value was assessed by recording the changes of acoustic emission signals and microscopic observations carried out with a light microscope forming an integral part of the platform. during the scratch test, no large cracks in the coatings were observed. separation of fragments of layers related to subsurface zones, there was also no delamination of individual coating zones or the detachment of a given coating from the substrate. initially, small cohesive cracks were observed at a load of 5.9n for the composite coating (wc-co+co). a sharp increase in the acoustic emission value corresponds to the first chippings or the first cracks in the coating. table v. scratch test results for layered systems where: lci – cohesive crack of the coating lc2 – adhesion crack in the scratch track hci – indenter penetration depth at lci hmax – indenter penatration depth at max. loading 20 n coatings observed wear layer cracks with large delamination areas lci [n] hci [µm] lc2 [n] hmax [µm] wc-co 3.70.7 11.50,4 8.50.7 16.20.4 wc-co+co 5.91.5 23.00.6 181.5 300.6 welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(3) 2019 49 fig. 8. results of the wc-co+co/ductile cast iron system obtained from the scratch test for a present force of 1÷20 n with the line of surface scratching for the coatings: wc-co and wc-co+co the layer cracked on the edge of the scratch track at a load of 18n. the load value at which this form of wear appeared was considered a critical load of the layer lc. this layer wear process indicates its very good adhesion to the substrate. not observed for the composite coating (wc-co+co) unveiling of the substrate. in turn, for the wc-co coating, a large crack with a roof shape was observed already at a load of 3.7 n. the complete damage of the coating was observed at a load of 8.5 n. the value of this load was assumed to be lc. in turn, the indenter’s penetration was lower for the wc-co coating, which is associated with greater microhardness of this layer on the cross-section. in addition, increasing the plasticity and cohesion (lower porosity) of the wc-co coating by introducing 10% of co particles to the coating material influences the reduction of wear. the scratch trace for the composite coating shows that cracks propagate in the areas of co particles (the particles take over the propagation of cracks). fig. 9. lm images of a scratch track of wc-co+co coating deposited on ductile cast iron plastic co particles distributed in the brittle and hard matrix of the coating cause the dissipation of the cracking energy at the braking and crack deflection distance (fig.9). a significantly lower critical load value for the wc-co coating compared to the wc-co+co composite coating indicates its greater brittleness. it is worth mentioning that the factors affecting the critical load value in the scratch test are, adhesion and cohesion of the coating/substrate system, hardness and roughness of the substrate, hardness and roughness of the coating, coating thickness and internal stresses occurring in the coating [4,5,10]. conclusions the following conclusions were made on the basis of the tests and analysis of the results carried out: the composite coating (wc-co+co) applied by means of the hvof method on ductile cast iron is characterised by low porosity, compact structure, good adhesion to the substrate and high hardness. the coating structure contains partially melted co particles as well as highly dispersed wc particles embedded in the cobalt matrix, reaching nanocrystalline dimensions. the composite coating (wc-co+co) structure provides good resistance to cracking. the damage occurs along the coating/substrate interface. the cracks initiated in the coating – perpendicular to the substrate do welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(3) 2019 50 not violate the interface and do not break into the crack in the substrate material. in the composite coating, the increase in resistance to cracking occurs by inhibiting or deflecting the cracking in the co particles distribution areas. the composite coating (wc-co+co) on ductile cast iron has a good wear resistance related to the effect of plasticising the coating by doping the base ceramic powder with metallic particles. the reason for the increased wear resistance of composite coatings is the presence of co particles in the coating structure, increasing their cohesion and the ability to transfer significant loads in the coating. acknowledgments: the present project was financially supported by agh university of science and technology (the statutory contract no 11.11.180.958) references 1. picas j.a.; xiong y.; fuste m.p.; schoenung j.m. microstructure and wear resistance of wc–co by three consolidation processing techniques, inter. j. refractory metals and hard materials 2009, vol. 27, 344-349. [crossref] 2. wang h.b.; song x.y.; liu x.m.; gao y.; wei c.b.; wang y.; guo g.s. effect of carbon content of wc-co composite powder on properties of cermet coating. powder technol 2013, vol. 246, 492-498. [crossref] 3. kumar a.; sharma a.; goel s.k. erosion behaviour of wc–10co–4cr coating on 23-8-n nitronic steel by hvof thermal spraying. appl. surf. sci. 2016, vol. 370, 418-426. [crossref] 4. vashishtha n.; khatirkar r.k.; sapate s.g. tribological behaviour of hvof sprayed wc-12co, wc-10co-4cr and cr3c2−25nicr coatings. tribol. inter 2017, vol. 105, 55-68. [crossref] 5. chivavibul p.; watanabe m.; kuroda s.; shinoda k. effects of carbide size and co content on the microstructure and mechanical properties of hvof-sprayed wc–co coatings, surf. coat. technol. 2007, vol. 202, 509-521. [crossref] 6. strecker a.; salzberger u.; mayer j. specimen preparation for transmission electron microscopy: reliable method for cross-sections and brittle materials, prakt. metallogr. 1993, 30, 482-495. [hyperlink] 7. pn-en iso 20502:2016 high quality ceramics (advanced ceramics, advanced technical ceramics) determination of the adhesion of ceramic coatings in the scratch test, in polish 8. berger l-m.; ettmayer p.; vuoristo p.; mantyla t.; kunert w. microstructure and properties of wc-10%co-4%cr spray powders and coatings. i powder characterisation. j therm. spray technol. 2001, vol. 10, 311-325. [hyperlink] 9. bolelli g.; berger l-m.; bonetti m.; lusvarghi l. comparative study of the dry sliding wear behaviour of hvofsprayed wc-(w,cr)2c-ni and wc-cocr hardmetal coatings. wear 2014, vol. 309, 96-111. [crossref] 10. azizpour m.j.; norouzi s.; mohammadi m.h. mechanical properties of wc-12co hvof coatings. j. amer. sci. 2011, vol. 7, 609-614. [crossref] © 2019 by the authors. submitted for possible open access publication under the terms and conditions of the creative commons attribution (cc by) license (http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/). https://doi.org/10.1016/j.ijrmhm.2008.07.002 https://doi.org/10.1016/j.powtec.2013.06.012 https://doi.org/10.1016/j.apsusc.2016.02.163 https://doi.org/10.1016/j.triboint.2016.09.025 https://doi.org/10.1016/j.surfcoat.2007.06.026 https://www.researchgate.net/publication/284778911_specimen_preparation_for_transmission_electron_microscopy_reliable_method_for_cross-sections_and_brittle_materials https://link.springer.com/article/10.1361/105996301770349402 https://doi.org/10.1016/j.wear.2013.11.001 https://doi.org/10.7537/marsjas070911.79 201209_pspaw.pdf 65przegląd spawalnictwa 9/2012 tadeusz hejwowski anna łabacz-kęcik mikrostruktura powłok cermetalowych natryskiwanych metodą płomieniowo-proszkową microstructure of flame sprayed cermet coatings  dr hab. tadeusz hejwowski, prof. pl, mgr inż. anna łabacz-kęcik – politechnika lubelska. streszczenie w artykule przedstawiono wyniki badań mikrostruktury powłok natryskiwanych metodą płomieniowo-proszkową mieszaninami proszków nimoal/zro2-30% cao oraz nialmo/al2o3-40% tio2. skład fazowy określono metodą xrd i wykazano, że w powłoce zro2 – 30% cao występują fazy zro2 oraz cazro3, a w powłoce al2o3-40% tio2 – β tytanian glinu, korund, rutyl. porowatość powłok cermetalowych zależała od składu proszków zastosowanych do natryskiwania. wartości parametrów struktury geometrycznej powierzchni malały ze wzrastającą zawartością materiału ceramicznego. dodanie do materiału bazowego tworzącego osnowę cermetalu niewielkiej ilości innego materiału zmienia mechanizm formowania powłoki. abstract the paper presents results of microstructural investigations of coatings flame sprayed with the mixtures of powders nimoal/zro2-30% cao and nialmo/al2o3-40% tio2. phase composition was evaluated by means of the xrd method. the phases which appear in the zro230% cao coating are zro2 and cazro3, whereas in the al2o340% tio2 coating – β aluminium titanate, corundum and rutile. porosity of cermet coatings depends on the composition of powders used for spraying. the values of parameters describing the geometrical structure of the coating surface decreased with increasing ceramic content. the admixture of low content of other material to the matrixcreating base material changes the mechanism of the coating formation. wstęp zasadniczymi czynnikami wpływającymi na mikrostrukturę powłoki natryskiwanej są: prędkość cząstek i rozkład ich wielkości, temperatura cząstek oraz kąt ich padania. jeśli cząstki natryskiwane padają pod małym kątem, to tworzona powłoka charakteryzuje się niską przyczepnością. bardzo istotne jest, aby podczas natryskiwania poddźwiękowego większość cząstek była stopiona. cząstki, które osiągnęły powierzchnię w stanie stałym, mogą być łatwo oddzielone od powłoki, cząstki częściowo stopione również pogarszają kohezję powłoki. jeśli temperatura cząstek jest zbyt wysoka, to następuje ich nadmierne rozpryskiwanie podczas uderzenia w podłoże, co obniża sprawność procesu. wysoka temperatura cząstki intensyfikuje również utlenianie jej powierzchni [1]. w modelu procesu formowania powłoki zakłada się, że stopiona cząstka uderzająca z dużą prędkością w powierzchnię podłoża rozpłaszcza się, tworząc dysk, jednak proces radialnego płynięcia nie jest stabilny i dlatego na brzegu dysku tworzą się, niewielkie krople materiału. krzepnięcie materiału hamuje proces tworzenia się dysku. prędkość chłodzenia materiału natryskiwanego wynosi ok. 106 k/s. krystalizacja cząstek powłoki następuje przez powstanie i rozwój zarodka. powierzchnia styku utworzonej lamelli z sąsiednimi lamellami jest niewielka, dużą część powierzchni kontaktu zajmują pory oraz tlenki. rozkład wielkości porów jest bimodalny, pory o większych rozmiarach powstają wskutek niedopasowania tworzącej się lamelli do topografii podłoża. obecność mniejszych porów o wielkości ok. 0,1 µm jest cechą charakterystyczną procesu natryskiwania [2]. badania mikrostruktury wykazują również istnienie pęknięć w powłoce prostopadłych do podłoża (segmentation cracks), powstałych w materiale ceramicznym wskutek naprężeń cieplnych w czasie stygnięcia powłoki. badania mikrostruktur powłok natryskiwanych metodą plazmową al2o3 wykazały, że rzeczywista powierzchnia kontaktu lamelli 66 przegląd spawalnictwa 9/2012 wynosi 10÷32%, zależnie od parametrów procesu natryskiwania. w przypadku natryskiwanej metodą detonacyjną powłoki al2o3 efektywna powierzchnia styku wynosi ok. 10% powierzchni lamelli [3, 4]. obecność pęknięć i porów w powłoce silnie wpływa na jej właściwości, powodując zmniejszenie wartości modułu younga i współczynnika przewodzenia ciepła. gwałtowne chłodzenie lamelli podczas natryskiwania sprzyja powstawaniu faz metastabilnych, przesyconych roztworów oraz struktury polikrystalicznej o znacznie wyższym stopniu dyspersji niż materiałów konwencjonalnych. chemicznie czysty zro2 wykazuje polimorfizm, zachodząca podczas zmiany temperatury przemiana fazowa jest związana ze znaczną zmianą objętości, co powoduje pękanie ceramiki. w celu wykluczenia przemian fazowych stosuje się domieszki y2o3, mgo, ceo2 lub cao. główne zastosowanie częściowo stablizowanego zro2 stanowią bariery cieplne. powłoki natryskiwane mieszaninami al2o3-tio2 charakteryzują się wysoką odpornością na zużycie ścierne, erozyjne i kawitacyjne. stosowane są również natryskiwane plazmowo bariery cieplne na bazie al2o340% tio2 na denkach tłoków silników wysokoprężnych oraz iskrowych [5]. wadą materiałów ceramicznych jest ich kruchość. materiał ceramiczny może również wykazywać wysoką transmisję światła w zakresie podczerwieni. zastosowanie powłok kompozytowych zawierających oprócz fazy ceramicznej również fazę metaliczną może stanowić rozwiązanie tego problemu. w spiekanych materiałach kompozytowych ziarna metaliczne powodują „mostkowanie” ścian pęknięcia, a także obniżenie współczynnika intensywności naprężeń przy wierzchołku pęknięcia [6]. powłoki cermetalowe natryskiwane plazmowo mieszaniną conicraly/al2o3 oraz mieszaniną nial/al2o3 wykazują wysoką odporność na zużycie erozyjne [7, 8]. udziały fazy metalicznej i fazy ceramicznej mogą być tak dobrane, aby uzyskać maksimum odporności na erozję dla założonego kąta padania ścierniwa [9]. mikrostruktura powłok cermetalowych natryskiwanych metodą płomieniowo-proszkową była dotychczas przedmiotem bardzo nielicznych i fragmentarycznych badań. w pracy przedstawiono wyniki badań właściwości powłok cermetalowych natryskiwanych metodą płomieniowo-proszkową mieszaninami proszków nimoal/zro2-30% mas. cao oraz nimoal/al2o3-40% mas.tio2. zbadano zależność parametrów charakteryzujących strukturę geometryczną powierzchni od składu chemicznego powłoki. określono skład fazowy powłok, nanotwardość oraz porowatość. metodyka badań próbki ze stali s235jr przed natryskiwaniem poddano obróbce strumieniowo-ściernej luźnym ścierniwem korundowym o wielkości ziarna 70, na własnym stanowisku. powłoki wykonano metodą natryskiwania płomieniowo-proszkowego poddźwiękowego palnikiem uni-spray-jet firmy amil. warstwę wiążącą natryskiwano proszkiem ami 3452.6 nimoal (al = 5,2%; mo = 4,9%; fe = 0,8%; si = 0,4%; ni – reszta) o wielkości ziarna -125 + 45 µm. warstwy cermetalowe natryskiwano mieszaniną proszków zawierającą ami 3452.6 oraz utp mx 6-3018 (al2o3-40% tio2, o wielkości ziarna -45 + 15 µm, – proszek a) lub utp mx 3-3020 (zro2-30% cao, o wielkości ziarna -45 + 15 µm – proszek b). przygotowaną mieszaninę proszków podawano do palnika w strumieniu argonu z własnego podajnika fluidalnego. parametry natryskiwania powłok z mieszaniny proszków były zgodne z zalecanymi do natryskiwania powłoki z proszków ceramicznych. grubość warstwy cermetalowej wynosiła ok. 0,3 mm. zawartość proszku ceramicznego była zmieniana w zakresie 0÷100%. przedstawione badania stanowią część wykonywanych prac, których celem jest określenie możliwości zastosowania natryskiwanych metodą płomieniowo-proszkową powłok cermetalowych do wytwarzania wielowarstwowych barier cieplnych lub do zwiększania odporności elementów przemysłowych na erozję. powłoki impregnowano żywicą epoksydową przed cięciem na przecinarce metalograficznej. fotografie zgładów metalograficznych wykonano za pomocą mikroskopu świetlnego nikon eclipse ma100 wyposażonego w kamerę cyfrową. badania metalograficzne ilościowe wykonano, używając programu image j, analizowano 10 zdjęć każdej powłoki. wykonano również badania na mikroskopie skaningowym zeiss ultra plus. badaniom sem poddano powierzchnie powłok natryskiwanych oraz powierzchnie przełomów otrzymanych w próbie zginania próbek pokrytych powłokami. analizę składu fazowego wykonano na powierzchni natryskiwanych powłok za pomocą dyfraktometru rentgenowskiego hzg-4 metodą bragga-brentano. wykorzystano promieniowanie cukα. dane pomiarowe były zbierane i opracowywane za pomocą programu xrayan. pomiary chropowatości wykonano na przyrządzie do pomiaru kształtów i chropowatości form talysurf 120 inductive firmy taylor hobson. końcówkę pomiarową stanowił diament w kształcie stożka o kącie wierzchołkowym 90o i promieniu zaokrąglenia ostrza 2 µm. analizę fraktalną wykonano za pomocą programów benoit 1.3 i tisean, wykorzystano pliki ze współrzędnymi punktów tworzących profil powierzchni. pomiary nanotwardości wykonano za pomocą nanotwardościowmierza csm nht. maksymalne obciążenie wgłębnika vickersa wynosiło 150 mn, czas utrzymywania stałego obciążenia był równy 10 s. moduł younga został obliczony wg modelu olivera pharra przy założeniu wartości współczynnika poissona ν = 0,3. 67przegląd spawalnictwa 9/2012 wyniki badań i dyskusja dyfraktogramy otrzymane w badaniach składu fazowego powłok natryskiwanych przedstawiono na rysunkach 1÷5. badania składu fazowego powłoki natryskiwanej proszkiem ami 3452.6 ujawniły głównie roztwór stały niklu krystalizujący w układzie regularnym powierzchniowo centrowanym oraz nio w układzie heksagonalnym (rys. 1). uzyskane wyniki są zbliżone do obserwowanych w pracach [10, 11]. mikrostruktura powłoki natryskiwanej utp mx 6-3018 (al2o3-40% mas. tio2) zawiera β tytanian glinu al2tio5 (układ ortorombowy) oraz w znacznie mniejszych zawartościach al2o3 (korund, układ heksagonalny) i tio2 (rutyl, układ tetragonalny) (rys. 2). skład fazowy jest zbliżony do powłok natryskiwanych metodą plazmową [12] i jest związany z dużą prędkością chłodzenia cząstek tworzących powłokę (105÷106 k/s) [13]. β tytanian glinu al2tio5 charakteryzuje się dużą odpornością na zmęczenie cieplne. mikrostruktura powłoki natryskiwanej proszkiem zro2-30% mas. cao składa się z zro2 oraz cazro3 rys. 1. dyfraktogram powłoki natryskiwanej proszkiem ami 3452.6 fig. 1. xrd pattern of coating sprayed with ami 3452.6 rys. 2. dyfraktogram powłoki natryskiwanej proszkiem utp mx 6-3018 fig. 2. xrd pattern of coating sprayed with utp mx 6-3018 rys. 3. dyfraktogram powłoki natryskiwanej proszkiem utp mx 3-3020 fig. 3. xrd pattern of coating sprayed with utp mx 3-3020 rys. 4. dyfraktogram powłoki natryskiwanej mieszaniną proszków zawierającą 50% mas. utp mx 6-3018 fig. 4. xrd pattern of coating sprayed with powder mixture containing 50 wt. % utp mx 6-3018 krystalizujących w układzie ortorombowym (rys. 3). zawartość tlenku stabilizującego cao w badanej powłoce była znacznie większa od zwykle stosowanej [14]. dyfraktogramy powłok cermetalowych przedstawiono na rysunku 4 i 5. możliwość występowania rys. 5. dyfraktogram powłoki natryskiwanej mieszaniną proszków zawierającą 50% mas. utp mx 3-3020 fig. 5. xrd pattern of coating sprayed with powder mixture containing 50 wt. % utp mx 6-3020 68 przegląd spawalnictwa 9/2012 reakcji chemicznej pomiędzy fazą ceramiczną i metaliczną stwierdzono w [15]. w przedstawionej pracy nie zauważono obecności podobnych efektów i dyfraktogramy powłok cermetalowych są superpozycją dyfraktogramu zarejestrowanego dla powłoki natryskiwanej materiałem wiążącym oraz dyfraktogramu powłoki natryskiwanej proszkiem ceramicznym. rys. 6. powierzchnia powłoki natryskiwanej proszkiem ami 3452.6 fig. 6. surface of coating sprayed with ami 3452.6 rys. 7. powierzchnia powłoki natryskiwanej proszkiem utp mx 6-3018, sem fig. 7. surface of coating sprayed with utp mx 6-3018, sem rys. 8. powierzchnia powłoki natryskiwanej proszkiem mx 3-3020, sem fig. 8. surface of coating sprayed with mx 3-3020, sem powierzchnie powłok natryskiwanych przedstawiono na rysunkach 6÷8. powierzchnia powłoki natryskiwanej materiałem podkładowym jest typowa dla powłok natryskiwanych (rys. 6). nie występują w niej pęknięcia w ziarnach powłoki, widać też jej porowatość otwartą. w ziarnach powłoki natryskiwanej utp mx 6-3018 widoczne są mikropęknięcia powstałe podczas stygnięcia powłoki i związane z dużą anizotropią współczynników rozszerzalności cieplnej dominującej fazy β – tytanianu glinu al2tio5 (rys. 7). na powierzchni powłoki natryskiwanej proszkiem mx 3-3020 widać mikropęknięcia prostopadłe do powierzchni (rys. 8). pęknięcia mogą powstać w czasie stygnięcia lamelli wskutek naprężeń występujących podczas schładzania. można zauważyć ziarna o kształcie zbliżonym do sferycznego, utworzone przez cząstki, które były częściowo stopione w chwili uderzenia w podłoże. obraz powierzchni przełomu powstałego w próbie zginania powłoki zawierającej 50% mas. mx 6-3018 wskazuje na mostkowanie przez cząstki metaliczne. pęknięcie przebiega częściowo po granicy cząstek, a częściowo przez cząstki ceramiczne (rys. 9). mikrostrukturę powłoki przedstawiono na rysunku 10. grubość lamelli jest większa niż grubość lamelli w powłoce natryskiwanej metodą plazmową ze względu na mniejszą prędkość cząstek i temperaturę [1]. rys. 9. powierzchnia przełomu powłoki natryskiwanej mieszaniną proszków zawierającą 50% mas. utp mx 6-3018 fig. 9. fracture surface of coating sprayed with powder mixture containing 50 wt. % utp mx 6-3018 rys. 10. mikrostruktura powłoki zawierającej 50% mas. mx 6-3018, pow. 120x fig. 10. microstructure of coating containing 50 wt. % mx 6-3018, magn. 120x 69przegląd spawalnictwa 9/2012 wyniki pomiarów nanotwardości wykonane na zgładach poprzecznych powłok przedstawiono w tablicy. wykonane odciski w próbie nanotwardości mieściły się w obrębie jednej lamelli powłoki. wartości pomiarów nanotwardości ziaren ceramicznych różniły się znacznie ze względu na występowanie różnych faz w obrębie tego samego ziarna powłoki. zakres wartości mierzonych właściwości wyznaczono na podstawie 20 punktów pomiarowych. nie stwierdzono występowania istotnych różnic w zakresach nanotwardości cząstek metalicznych i ceramicznych mierzonych na zgładach powłok, spowodowanych składem chemicznym powłoki. moduł younga natryskiwanego plazmowo zro2-8%mas. y2o3 wyznaczony metodą zginania czteropunktowego wynosi 2,5÷20 gpa i zależy od gęstości pęknięć prostopadłych do powierzchni [16]. przyczyną rozbieżności z prezentowaną pracą jest wpływ pęknięć i porów na wyniki próby zginania. w opracowaniu [17] stwierdzono, że twardość natryskiwanej plazmowo powłoki zależy od jej składu chemicznego i ze względu na różną porowatość badanych powłok wynosi 4÷5,5 gpa. wartości modułu younga i twardości warstwy wiążącej uzyskane w pracy są zbliżone do wyznaczonych dla powłok natryskiwanych metodą aps [18]. zbieżne wyniki uzyskano także dla powłok natryskiwanych al2o3-40%mas. tio2 [19]. wyniki pomiarów porowatości przedstawiono na rysunku 11 i 12. porowatości powłok natryskiwanych proszkami ceramicznymi są wyraźnie wyższe od porowatości powłoki natryskiwanej proszkiem metalicznym. zwiększanie udziału proszku ceramicznego do zawartości 50% mas. utp mx 6-3018 oraz 40% mas. w przypadku mieszaniny zawierającej utp mx 6-3020 powoduje zmniejszenie porowatości powłoki. wprowadzenie do proszku ceramicznego materiału metalicznego o zawartości 10÷20% mas. powoduje wyraźne obniżenie porowatości. w badaniach natryskiwanych plazmowo powłok cermetalowych wykazano, że dla małej zawartości fazy ceramicznej w proszku cząstki metaliczne po uderzeniu w powierzchnię ulegały spłaszczeniu, natomiast dla dużych udziałów fazy ceramicznej miały inny kształt i były „wciśnięte” pomiędzy cząstki ceramiczne powłoki [20]. zwiększenie zawartości ceramiki w powłoce zmniejsza przewodnictwo cieplne powłoki i zwiększa temperaturę powierzchni natryskiwane.j wykazano, że kształt tworzącej się cząstki powłoki silnie zależy od temperatury podłoża [21]. podane mechanizmy mogą mieć wpływ na proces formowania się natryskiwanej płomieniowo powłoki cermetalowej. tablica. wyniki pomiarów nanotwardości powłok table. results of hardness investigation of coatings powłoka nanotwardość, hv moduł younga, gpa zakres wartość średnia zakres wartość średnia ami 3452.6 284,3÷387,8 327,9 94,3÷182,1 115,1 utp mx-3018 415,2÷1274,1 727,1 85,5÷144,9 109,2 utp mx-3020 257,7÷1520,3 449,5 81÷113,8 95,1 właściwości materiałów natryskiwanych mają bardzo istotny wpływ na proces powstawania powłoki: – al2o3-40% mas. tio2 ma temperaturę topnienia ok. 1840oc, gęstość ok. 3700 kg/m3, współczynnik rozszerzalności cieplnej poniżej 1 • 10-6 1/k i ciepło właściwe 800 j/(kg • k), – zro2-30% mas. cao ma temperaturę topnienia 2340oc, gęstość 4900 kg/m3, współczynnik rozszerzalności ok. 1 • 10-5 1/k i ciepło właściwe ok. 400 j/(kg • k), – ni-al ma temperaturę topnienia 1425oc gęstość 8000 kg/m3, współczynnik rozszerzalności 19 • 10-6 1/k i ciepło właściwe 450 j/(kg • k). materiały utp mx 6-3018 i utp mx 6-3020 znacznie różnią się temperaturą topnienia oraz wartościami współczynnika rozszerzalności cieplnej. w związku z tym można oczekiwać istotnej różnicy w odporności na zużycie powłok cermetalowych wykonywanych z tych materiałów. znaczna różnica we współczynniku rozszerzalności cieplnej fazy rys. 11. zależność porowatości od składu powłoki natryskiwanej mieszaniną proszków zawierającą utp mx 6-3018 fig. 11. dependence of porosity on coating composition sprayed with mixture containing utp mx 6-3018 rys. 12. zależność porowatości od składu powłoki natryskiwanej mieszaniną proszków zawierającą utp mx 6-3020 fig. 12. dependence of porosity on coating composition sprayed with mixture containing utp mx 6-3020 70 przegląd spawalnictwa 9/2012 ceramicznej oraz metalicznej pogarsza kohezję powłoki cermetalowej. zaobserwowane w lamellach powłoki natryskiwanej proszkiem utp mx 6-3018 mikropęknięcia mogą ułatwić usuwanie ziaren ceramicznych w badaniach zużycia. parametry chropowatości powłoki cermetalowej zawierającej utp mx 6-3018 pogarszają się z rosnącą zawartością proszku ceramicznego, którego ziarna mają mniejszą średnicę, ale wyższą temperaturę topnienia (rys. 13). w powłoce zawierającej utp mx 6-3020 parametry maleją, z wyjątkiem rsm (średnia szerokość rowków elementów profilu), ze wzrastającym udziałem ceramiki (rys. 14). analiza fraktalna jest metodą opisu struktury powierzchni komplementarną do metod tradycyjnych. parametry fraktalne opisują zarówno wysokość nierówności, jak i ich kształt. metody fraktalne były stosowane do: scharakteryzowania chropowatości powłok z częściowo stabilizowanego tlenku cyrkonu natapianych metodą laserową [22], charakteryzowania porowatości powłok nakładanych metodą hybrydową płomieniowo-laserową [23], badania związku pomiędzy odpornością na pękanie i strukturą geometryczną powierzchni przełomu [24], związku pomiędzy odpornością na pękanie kompozytów ceramicznych i drogą rozwoju pęknięcia [25]. stwierdzono również związek pomiędzy przyczepnością i parametrami fraktalnymi opisującymi powierzchnię podłoża [26, 27]. w badaniach powłok ti + ti(c,n) nanoszonych metodą magnetronową stwierdzono, że większa wartość wymiaru fraktalnego powierzchni określonego metodą projective covering method odpowiada wyższej twardości powłok [28]. na podstawie wyników cytowanych prac można sformułować tezę, że określenie wymiaru fraktalnego powłok cermetalowych daje informację na temat kohezji powłok. wymiary fraktalne określono następującymi metodami: analizy r/s (dr/s), power spectrum (ds), roughness-length (dr), metodą wariogramu (dv) oraz metodą wavelets (dw). wymiar korelacyjny d2 określono metodami ami (average mutual information) oraz fnm (false nearest neighbours method). wyniki obliczeń podano na rysunkach 15÷20. nie stwierdzono występowania korelacji pomiędzy wymiarem fraktalnym powierzchni powłok i porowatością dla obu typów powłok. dodawanie do mieszaniny proszku o małym ziarnie powinno systematycznie obniżać wartość wymiaru fraktalnego [29]. wartość wymiaru fraktalnego jest miarą stopnia rozwinięcia powierzchni, ale zależy od metody obliczania. duże zmiany wartości wymiaru fraktalnego spowodowane niewielką zawartością materiału ceramicznego wskazują na zmianę mechanizmu formowania powłoki. należy pamiętać, że pomiar profilu powierzchni powłok metodą kontaktową wprowadza systematyczny błąd pomiarowy ze względu na docisk końcówki pomiarowej i jej kształt. analizowane szeregi, ze względu na wartość współczynnika hursta > 0,5 mm, można nazwać perystentnymi ze względu na obecność trendów w analizowanych danych. rys. 13. zależność parametrów struktury geometrycznej powierzchni od składu powłoki natryskiwanej mieszaniną proszków zawierającą utp mx 6-3018 fig. 13. dependence of surface geometrical parameters on composition of coating sprayed with powder mixture containing utp mx 6-3018 rys. 14. zależność parametrów struktury geometrycznej powierzchni od składu powłoki natryskiwanej mieszaniną proszków zawierającą utp mx 6-3020 fig. 14. dependence of surface geometrical parameters on composition of coating sprayed with powder mixture containing utp mx 6-3020 rys. 15. zależność wymiarów fraktalnych od składu powłoki natryskiwanej mieszaniną proszków zawierającą utp mx 6-3018 fig. 15. dependence of fractal dimensions on composition of coating sprayed with powder mixture containing utp mx 6-3018 71przegląd spawalnictwa 9/2012 rys. 16. zależność wymiarów fraktalnych od składu powłoki natryskiwanej mieszaniną proszków zawierającą utp mx 6-3020 fig. 16. dependence of fractal dimensions on composition of coating sprayed with powder mixture containing utp mx 6-3020 rys. 17. zależność wykładnika hursta od składu powłoki natryskiwanej mieszaniną proszków zawierającą utp mx 6-3018 fig. 17. dependence of hurst exponent on composition of coating sprayed with powder mixture containing utp mx 6-3018 rys. 18. zależność wykładnika hursta od składu powłoki natryskiwanej mieszaniną proszków zawierającą utp mx 6-3020 fig. 18. dependence of hurst exponent on composition of coating sprayed with powder mixture containing utp mx 6-3020 rys. 19. zależność wymiaru korelacyjnego d2 od składu powłoki natryskiwanej mieszaniną proszków zawierającą utp mx 6-3018 fig. 19. dependence of d2 correlation dimension on composition of coating sprayed with powder mixture containing utp mx 6-3018 rys. 20. zależność wymiaru korelacyjnego d2 od składu powłoki natryskiwanej mieszaniną proszków zawierającą utp mx 6-3020 fig. 20. dependence of d2 correlation dimension on composition of coating sprayed with powder mixture containing utp mx 6-3020 wnioski w natryskiwanych powłokach cermetalowych występują następujące fazy: – powłoka nimoal/al2o3-40% mas. tio2: roztwór stały ni, nio, tytanian glinu (układ ortorombowy), korund, rutyl, – powłoka nimoal/zro2-30% mas. cao: roztwór stały ni, nio, zro2 oraz cazro3 krystalizujące w układzie ortorombowym, – średnia wartość twardości jest zbieżna z danymi dla powłok natryskiwanych metodą plazmową, – wartość porowatości zależy silnie od udziału proszku metalicznego w mieszaninie proszków stosowanych do natryskiwania, – wartości parametrów struktury geometrycznej powierzchni malały ze wzrastającą zawartością materiału ceramicznego. 72 przegląd spawalnictwa 9/2012 literatura [1] hejwowski t.: studium procesów zużywania erozyjnego, ściernego i zmęczenia cieplnego elementów maszyn oraz kształtowanie struktur o korzystnych właściwościach eksploatacyjnych. wydawnictwa politechniki lubelskiej, lublin 2003. [2] mc pherson r.: a review of microstructure and properties of plasma sprayed ceramic coatings. surface and coatings technology 39/40 (1989). [3] li c., ohmori a., mcpherson r.: the relationship between microstructure and young’s modulus of thermally sprayed ceramic coatings. journal of materials science 32 (1997). [4] li c.-j., ohomori a.: the lamellar structure of a detonation gun sprayed al2o3 coating. surface and coatings technology 82 (1996). [5] hejwowski t.: comparative study of thermal barrier coatings for internal combustion engine. vacuum 85 (2007). [6] jin z-h., batra r.c.: thermal shock cracking in a metal-reinforced ceramic matrix composite. engineering fracture mechanics 62 (1999). [7] gudmundsson b., jacobson b., berglin l., l’estrade l., gruner h.: microstructure and erosion resistance of vacuumplasma-sprayed co-ni-cr-al-y/al2o3 composite coatings. materials science and engineering a108 (1989). [8] wang b., lee s.w.: erosion-corrosion behavior of hvof nialal2o3 intermetallic-ceramic coating. wear 239 (2000). [9] ramm d.a.j., hutchings i.m., clyne t.w.: erosion resistance and adhesion of composite metal/ceramic coatings produced by plasma spraying. journal de physique iv 3 (1993). [10] mahesh r.a., jayaganthan r., prakash s.: microstructural chracteristics and mechanical properties of hvof sprayed nicral coating on superalloys. journal of alloys and compounds 468 (2009). [11] mahesh r.a., jayaganthan r., prakash s.: microstructural characterization and hardness evaluation of hvof sprayed ni-5al coatings on niand fe-based superalloys. journal of materials processing technology 209 (2009). [12] hejwowski t.: degradation of aluminium titanate based tbc in thermal fatigue and diesel engine tests. applied plasma science (12) 2004. [13] górski l.: przemiany fazowe w materiałach ceramicznych na bazie al2o3 w warunkach natryskiwania plazmowego i wygrzewania stacjonarnego – część ii – układ al2o3-tio2. inżynieria materiałowa (1995) 1. [14] brandt r.: thermal diffusivity measurements on plasma -sprayed ca-stabilized zro2. high temperatures – high pressures 13 (1987). [15] chwa s.o., klein d., toma f.l., bertrand g., liao h., coddet c., ohmori a.: microstructure and mechanical properties of plasma sprayed nanostructured tio2-al composite coatings. surface and coatings technology 194 (2005). [16] schwingel d., taylor r., haubold t., wigren j., gualco c.: mechanical and thermophysical properties of thick pysz thermal barrier coatings: correlation with microstructure and spraying parameters. surface and coatings technology 108-109 (1998). [17] sodeoka s., suzuki m., ueno k., sakuramoto h., shibata t., ando m.: thermal and mechanical properties of zro2-ceo2 plasma sprayed coating. journal of thermal spray technology 6 (3) (1997). [18] alcala j., gaudette f., suresh s., sampath s.: instrumented spherical micro-indentation of plasma sprayed coatings. materials science and engineering a316 (2001). [19] fervel v., normand b., coddet c.: tribological behavior of plasma sprayed al2o3-based cermet coatings. wear 230 (1999). [20] pan c., xu x.: microstructural characteristics in plasma sprayed functionally graded zro2/nicral coatings. surface and coatings technology 162 (2003). [21] sampath s., jiang x.y., matejicek j., leger a.c., vardelle a.: substrate temperature effects on splat formation, microstructure development and properties of plasma sprayed coatings. part i: case study for partially stabilized zirconia. materials science and engineering a272 (1999). [22] kurella a., dahotre n.b.: laser induced multi-scale textured zirconia coating on ti-6al-4v. j. mater. sci: mater med 17 (2006). [23] li j.f., li l., stott f.h.: fractal characteristics of apparent pores present on polished cross sections of alumina coatings prepared by laser-assisted flame hybrid spraying. thin solid films 453-454 (2004). [24] su y., lei w.-s.: relationship between fracture toughness and fractal dimension of fracture surface of steel. international journal of fracture 106 (2000). [25] celli a., tucci a., esposito l., palmonari c.: fractal analysis of cracks in alumina-zirconia composites. journal of european ceramic society 23 (2003). [26] amada s., hirose t.: planar fractal characteristics of blasted surfaces and its relation with adhesion strength of coatings. surface and coatings technology 130 (2000). [27] amada s., yamada h.: introduction of fractal dimension to adhesive strength evaluation of plasma-sprayed coatings. surface and coatings technology 78 (1996). [28] kwaśny w., dobrzański l.a., pawlyta m., gulbiński w.: fractal nature of surface topography and physical properties of the coatings obtained using magnetron sputtering. journal of materials processing technology 157-158 (2004). [29] reisel g., heimann r.b.: correlation between surface roughness of plasmas-prayed chromium oxide coatings and powder size distribution: a fractal approach. surface and coatings technology 185 (2004). ps 7 2017 www 01 serek łatka 11przegląd  spawalnictwa vol. 89 7/2017 sposoby wizualizacji sygnałów ultradźwiękowych   do wykrywania niezgodności   w połączeniach zgrzewanych łukiem wirującym the visualization of ultrasonic signals and inspection of defects in magnetically impelled arc butt welded elements mgr inż. agnieszka bicz  – przedsiębiorstwo badawczo-produkcyjne optel spółka z o.o., dr  inż. marcin korzeniowski,  dr inż. tomasz piwowarczyk, dr inż. paweł sokołowski – politechnika wrocławska. autor korespondencyjny/corresponding author: marcin.korzeniowski@pwr.edu.pl streszczenie badania nieniszczące i testy funkcjonalne stanowią integralną część procesu produkcyjnego podzespołów i komponentów wykorzystywanych w przemyśle motoryzacyjnym. półosie i wały napędowe zgrzewane łukiem wirującym (miab), będące elementami przeniesienia napędu są częściami, które podlegając ciągłym obciążeniom dynamicznym, muszą spełniać szczególnie wysokie kryteria jakościowe. obecnie badania te polegają na kontroli parametrów procesu i badaniach niszczących (w tym badaniach metalograficznych i testach funkcjonalnych – zgniatanie, skręcanie, test płatkowy). w artykule przedstawiono nowatorską i innowacyjną w branży motoryzacyjnej, obejmującej producentów półosi i wałów napędowych nieniszczącą, ultradźwiękową metodę kontroli jakości połączeń zgrzewanych łukiem wirującym. omówiono podstawowe rodzaje prezentacji sygnałów ultradźwiękowych oraz sposoby ich interpretacji. szczególny nacisk położono na przedstawienie możliwości i funkcjonalności opracowanej autorskiej aplikacji, umożliwiającej wizualizację i akwizycję sygnałów ultradźwiękowych rejestrowanych podczas zautomatyzowanego badania zgrzein wykonanych metodą miab. słowa  kluczowe: badania ultradźwiękowe; zgrzewanie łukiem wirującym; elementy przeniesienia napędu abstract non-destructive testing and functional tests are an integral part of the manufacturing process of components and constructions used in the automotive industry. the dri ve and transmission shafts joined by magnetically impelled arc butt (miab) welding process, continuously work under constant dynamic loads and must meet particularly high quality criteria. currently, these tests involve the control of process parameters and destructive tests (including metallographic and functional tests – crushing, twisting, petal test). the article presents an innovative in the automotive industry, including transmission driveshaft manufacturers, non-destructive, ultrasonic quality control methods of miab joints. the basic types of presentation of ultrasonic signals are discussed as well as how they are inter preted. particular emphasis has been placed on the presentation of the capabilities and functionality of the developed application, which enables the visualization and acquisition of ultrasonic signals recorded during automated miab weld tests. keywords:  ultrasonic testing; magnetic impelled arc butt welding; transmission elements wstęp zastosowanie badań ultradźwiękowych do kontroli jakości podzespołów mających udział w produkcji pojazdów samochodowych znane jest od dziesięcioleci [1÷3]. jednak ograniczenia w postaci bardzo małych grubości ścianek powodują, że ich wykorzystanie w badaniach jakości spoin i zgrzein elementów o grubościach poniżej 3 mm było bardzo ograniczone [4÷7]. postępujący w ostatnich latach rozwój techniki agnieszka bicz, marcin korzeniowski, tomasz piwowarczyk, paweł sokołowski przeglad welding technology review umożliwia wytworzenie przetworników o częstotliwościach znacznie przewyższających 10 mhz i szerokości impulsu nadawczego wielokrotnie krótszego niż czas potrzebny na jego przejście przez element cienkościenny, dlatego aplikacje do ba dania połączeń o grubościach od 0,6 mm są coraz częściej spotykane np. w kontroli jakości połączeń zgrzewanych, złączy klejowych i pomiarach grubości warstwy zahartowanej. 12 przegląd  spawalnictwa vol. 89 7/2017 technologia zgrzewania łukiem wirującym, pomimo tego, że znana od lat 50. xx wieku dopiero w ostatnich kilku latach zdobyła uznanie i znalazła zastosowanie w produkcji elementów przeniesienia napędu dla przemysłu samochodowego [8÷9]. obecność na rynku tej metody spajania wymusza na producentach półosi i wałów napędowych zapewnienia wymaganej aspektami bezpieczeństwa dostatecznej jakości, która kontrolowana powinna być już na etapie produkcji. uniwersalne defektoskopy ultradźwiękowe, głowice i dostępne na rynku rozwiązania stacjonarne np. skanery i mikroskopy akustyczne, ze względu na specyfikę procesu zgrzewania łukiem wirującym, jak również zróżnicowaną i skomplikowaną geometrię detalu (rys. 1) utrudniają przeprowadzenie wiarygodnych badań metodą ultradźwiękową. sposoby prezentacji  sygnałów ultradźwiękowych podczas badania wał napędowy jest obracany przez rolki napędzane silnikiem elektrycznym. w tym samym czasie unieruchomiony, ustawiony pod kątem 31,5° w stosunku do powierzchni rury ogniskujący przetwornik ultradźwiękowy o częstotliwości środkowej 10 mhz, ognisku w odległości 21 mm, wielkości ogniska 0,4 mm i długości ogniska 6,1 mm rejestruje sygnał pochodzący od potencjalnych niezgodności, które pojawiały się w interesującym obszarze tj. w zgrzeinie miab. należy podkreślić, że kąt 31,5° został dobrany na podstawie rozważań teoretycznych i obliczeń szeroko opisanych w artykule [10]. gwarantuje on powstanie w ściance rury ultradźwiękowej fali podpowierzchniowej, która została wykorzystana do badań. w każdym punkcie pomiarowym emitowany jest krótki impuls dźwiękowy, a następnie mierzona jest odpowiedź napięciowa przetwornika piezoelektrycznego pod wpływem powracających fal odbitych na granicach ośrodków. przetworzony programowo przebieg amplitudy fali w czasie określany jest jako a-scan (od ang. amplitude). przykład typowej prezentacji a-scan uzyskiwanej podczas badań ultradźwiękowych wałów na opracowanym stanowisku zaprezentowano na rysunku 3. rys. 1.  widok przykładowych komponentów zgrzewanych łukiem wirującym fig. 1. the miab welded drive shafts components rys. 2. widok dyszy z zamocowanym przetwornikiem ultradźwiękowym i doprowadzaną cieczą sprzęgającą fig. 2. the view of nozzle and ultrasonic transducer the integrated feeding of coupling liquid for ut testing rys.  3.  przykładowa prezentacja a-scan rejestrowana podczas badań na opracowanym stanowisku fig. 3. the exemplary a-scan obtained by using in-house ut system do dodatkowych trudności zaliczyć należy zakrzywioną (w postaci walca) powierzchnię, długość elementu (dochodzącą do 1750 mm) oraz obecność wypływki na powierzchni zgrzeiny. wymienione aspekty, z równoczesnym zapotrzebowaniem odbiorców na elementy niezawodne, wytwarzane z zachowaniem najwyższych standardów jakości wymusiły konieczność kontroli na możliwie wczesnym etapie produkcji. budowa stanowiska poprzedzona była nie tylko wnikliwą analizą zarówno geometrii, procesu produkcji, dotychczasowej kontroli jakości i niezgodności występujących w złączach, ale przede wszystkim aspektami związanymi z prawami akustyki geometrycznej, obejmującej zagadnienia związane z propagacją fali w ośrodku i opracowaniem dedykowanego przetwornika z ogniskowaniem wiązki. obiektywny, powtarzalny i szybki (trwający kilka sekund) pomiar jest możliwy jedynie w przypadku automatyzacji procesu badania. z tego względu zdecydowano się na opracowanie stanowiska, które wykorzystuje metodę immersyjną, wykorzystującą najczęściej środowisko wodne (lub inny roztwór, np. z inhibitorem korozji) do zapewnienia sprzężenia akustycznego pomiędzy przetwornikiem ultradźwiękowym a badanym materiałem. w przeciwieństwie do najczęściej stosowanego rozwiązania, jakim jest zanurzenie badanego detalu w zbiorniku z cieczą, opracowane stanowisko wykorzystuje specjalnie zaprojektowaną dyszę (rys. 2), w którą zamocowany jest przetwornik ultradźwiękowy. do dyszy, doprowadzony jest strumień cieczy, który stanowi wymagane sprzężenie akustyczne. obecność wypływki na powierzchni zgrzeiny implikuje ograniczone zastosowanie fali podłużnej, padającej pod kątem 90° w stosunku do powierzchni badanej. niere gularność wypływki powoduje rozpraszanie fali na jej powierzchni, co wyklucza zastosowanie tej metodologii badawczej. z tego względu zdecydowano się na wykorzystanie zjawisk fizyko-akustycznych, głównie transformacji fali podłużnej na falę podpowierzchniową (ang. sub-surface, quasi lateral wave) na granicy ośrodków. a m pl itu da [v ] 100 75 50 25 0 -25 -50 -75 -100 38 41 4639 4442 4740 4543 48 t [µs] 13przegląd  spawalnictwa vol. 89 7/2017 z uwagi na dynamikę systemu pomiarowego i mnogość punktów pomiarowych analiza dużej ilości prezentacji a-scan może być uciążliwa. z tego względu bardziej użyteczną w analizie jest prezentacja b-scan (ang. brightness), stanowiąca zbiór prezentacji typu a, zarejestrowanych wzdłuż linii obrotu wału, zrzutowanych na płaszczyznę. b-scan ma najczęściej formę mapy dwuwymiarowej w skali szarości, w której oś odciętych odpowiada przesunięciu kątowemu lub numerowi punktu pomiarowego na obwodzie wału. odcień w skali szarości odpowiada amplitudzie zarejestrowanej fali. aplikacja i interfejs użytkownika interfejs aplikacji został zaprojektowany w sposób umożliwiający operatorowi, niezaznajomionemu dogłębnie w fizykę fal ultradźwiękowych łatwą i intuicyjną obsługę, ograniczającą się głównie do czynności mechanicznych tj. ustawienie wału na rolkach oraz przyciśnięcie przycisku „start”. zmiana parametrów fal ultradźwiękowych, zakresu obserwacji, prędkości obrotowej i kryteriów oceny możliwa jest poprzez uruchomienie panelu administracyjnego, niedostępnego dla operatora. opracowana i zintegrowana z układem mechanicznym aplikacja składa się z okna głównego (rys. 4), w którym znajdują się podstawowe parametry akwizycji sygnałów ultradźwiękowych oraz panelu administracyjnego, umożliwiające zarządzanie programami, zaawansowanymi parametrami akwizycji, ustawieniami mechanicznymi systemu, a także sposobem prezentacji danych pomiarowych. elementu, którym jest zakończony (wał krótki, przegub). przyciski „save” i „load” służą do zapisu i odczytu wybranych poprzez zaznaczenie pól typu checkbox prezentacji sygnałów ultradźwiękowych. w środkowej części okna aplikacji znajduje się wizualizacja obwodu zgrzeiny wykreślona w układzie biegunowym. na podstawie założonych wcześniej kryteriów oceny, opracowane oprogramowanie w sposób automatyczny dokonuje oceny jakości zgrzeiny, wizualizując obszary spełniające zadane kryteria kolorem zielonym. miejsca, oznaczone kolorem czerwonym ilustrują obszary poza ograniczonym przez administratora progiem czułości. z punktu widzenia operatora określenie 2-stanowego poziomu jakości (dobry – zły), bez konieczności analizy genezy pojawienia się wskazania interpretowanego przez oprogramowanie jako niezgodność jest niezwykle korzystne, powoduje, że pomiar jest szybki, łatwy i nie wymaga od operatora kwalifikacji i specjalistycznego przeszkolenia w zakresie zaawansowanych technik ultradźwiękowych. dobór kryteriów oceny dla każdego badanego elementu odbywa się w sposób empiryczny i eksperymentalny. jest to podyktowane różną prędkością dźwięku w badanych elementach, zależną od rodzaju stali, z której wykonany jest wał, różną grubością ścianki oraz zróżnicowaną geometrią wypływki na powierzchni zgrzeiny. jak wspomniano w rozważaniach teoretycznych, podstawową wizualizacją sygnału ultradźwiękowego jest tzw. a-scan, tj. przedstawienie amplitudy sygnału w funkcji czasu (lub uwzględniając prędkość dźwięku w ośrodku – jednostce odległości). aktywowanie kontrolki „a-scan” powoduje pojawienie się w dolnej części aplikacji okna z prezentacją a-scan, wizualizującą aktualnie rejestrowany sygnał z przetwornika ultradźwiękowego. przedstawiona na rysunku 5 przykładowa prezentacja a-scan obejmuje czas przejścia sygnału ultradźwiękowego w zakresie znacznie przekraczającym interesujący obszar pomiarowy. znajdują się na nim sygnały odpowiadające odbiciom od końca wału, w tym również odbicia wielokrotne. zakres pomiarowy, który jest analizowany przez oprogramowanie dla omawianego systemu ogranicza się wyłącznie do miejsca, w którym znajduje się zgrzeina. z tego powodu algorytm analizuje wyłącznie sygnał ultradźwiękowy, który znajduje się w obszarze ograniczonym bramką pomiarową, ograniczającą sygnał w dziedzinie czasu (szerokość „l”, rys. 5). wszystkie punkty poza zaznaczonym obszarem nie są poddawane analizie. wysokość bramki (wysokość „h”, rys. 5) stanowi próg, na podstawie którego po dejmowana jest decyzja „dobry – zły”. po przekroczeniu przez sygnał ultradźwiękowy progu ograniczonego wysokością bramki, obszar na wizualizacji odpowiadającej obwodowi wału, w którym przekroczony został założony próg, oznaczany jest kolorem czerwonym, co informuje operatora o nie spełnionych założonych kryteriach i może być podstawą do dyskwalifikacji wyrobu. rys. 4. widok okna głównego aplikacji do sterowania i wizualizacji wyników pomiaru półosi zgrzewanych łukiem wirującym fig. 4. the screenshot presenting the application enabling the control of ut testing and data post-processing rys.  5.  prezentacja a-scan sygnału ultradźwiękowego podczas przejścia fali przez wał napędowy fig. 5. the a-scan presenting the ultrasonic signal during the propagation in drive shaft na rysunku 4 przedstawiono okno główne aplikacji sterującej stanowiskiem, umożliwiającej rejestrację, zapis i wizualizację wyników pomiaru. okno główne programu składa się z przycisków związanych ze sterowaniem układu mechanicznego („start scan”), przycisków umożliwiających wizualizację sygnału ultradźwiękowego w wybranej formie („a-scan”, „b-scan”, „selected a-scan”, „thresholded b-scan”) oraz przycisku „exit”, który powoduje wyjście z aplikacji. lista rozwijana „selected program” daje użytkownikowi możliwość wyboru rodzaju konkretnego wału napędowego (zdefiniowanego wcześniej w oknie panelu administracyjnego), bez konieczności wprowadzania informacji o jego średnicy, długości i rodzaju a m pl itu da [v ] 100 75 50 25 0 -25 -50 -75 -100 45 75 12555 10585 13565 11595 145 t [µs] 14 przegląd  spawalnictwa vol. 89 7/2017 w przeciwnym wypadku miejsce na obwodzie oznaczone jest kolorem zielonym (rys. 4). w górnej części okna głównego aplikacji, po lewej stronie znajdują się podstawowe informacje statystyczne o przeprowadzonym pomiarze: – „scanned” – liczba punktów pomiarowych zbadanych na elemencie / całkowita liczba punktów pomiarowych, – „passed threshold” – prezentuje liczbę punktów pomiarowych, dla których wyniki przekroczyły zadaną bramkę pomiarową (wysokość „h”, rys. 5), – „detected points” – przedstawia liczbę wykrytych niezgodności (punktowych lub większych), – „longest detection” – przedstawia wielkość największej wykrytej wady (w postaci liczby punktów pomiarowych). do szczegółowej analizy zarejestrowanego w trakcie pomiaru sygnału ultradźwiękowego, wykorzystać można prezentację b-scan, czyli zbiór prezentacji a-scan przedstawiony np. w skali szarości (lub innej palecie barw), na której oś x reprezentuje punkt pomiarowy na powierzchni wału, oś y – czas przejścia fali ultradźwiękowej (lub po uwzględnieniu prędkości dźwięku w materiale – odległość), a skala szarości amplitudę fali ultradźwiękowej. na rysunku 6a przedstawiono przykładową prezentację b-scan zarejestrowaną podczas badania wałów z wykonanymi 6 niezgodnościami wprowadzonymi sztucznie oraz dla wybranego jednego punktu na powierzchni wału (biała linia na prezentacji b-scan) prezentację a-scan (rys. 6b). prezentacje a-scan z bramką pomiarową na wysokości ok. 75%, 20% i wysokości pełnej skali osi pionowej ekranu. z uwagi na to, że wysokość bramki odpowiada za próg binearyzacji sygnału ultradźwiękowego jej zmiana powoduje zmianę czułości układu pomiarowego, który każdorazowo po przekroczeniu ustawionego zakresu automatycznie dokonuje oceny spoiny jako „zły”. na rysunku 9 przedstawiono schematycznie obwód zgrzeiny wraz z interpretacją graficzną dla 3 poziomów bramki pomiarowej (75%, 20% i 5% skali ekranu). kolor czerwony oznacza przekroczenie progu zadanego przez bramkę pomiarową. rys.  6.  przykładowa prezentacja b-scan z uwidocznionymi 6 niezgodnościami na obwodzie zgrzeiny (a) oraz prezentacja a-scan w wybranym punkcie na powierzchni wału (b) fig. 6. the presentation of six welding defects on the exemplary b-scan (a) and a-scan data in a selected point on the drive shaft surface (b) rys.  7.  widok panelu administracyjnego opracowanej aplikacji do pomiarów ultradźwiękowych półosi i wałów napędowych fig.  7. the admin panel interface of the in-house made application enabling the quality examination of the tubular transmission elements zaawansowane parametry akwizycji sygnału ultradźwiękowego, takie jak na przykład: opóźnienie, wzmocnienie, offset, zmiana prędkości obrotowej podczas pomiaru, ilość punktów pomiarowych przypadających na jeden obrót wału (rozdzielczość), jest możliwa do ustawienia w panelu administracyjnym (rys. 7), do którego dostęp mają wyłącznie osoby uprawnione. testy aplikacji test aplikacji polegał na zmianie wysokości bramki pomiarowej w oknie prezentacji a-scan, a następnie obserwacji zmian barw (skali szarości) odpowiadających kwalifikacji dobry – zły. na rysunku 8a÷8c przedstawiono przykładowe rys. 8. widok prezentacji a-scan z bramką pomiarową na poziomie: 75% skali ekranu (a), 20% skali ekranu (b) i 5% skali ekranu (c) fig. 8. the presentation of the a-scan when the threshold gate is equal to: 75 % (a), 20 % (b) and 5 % of the screen scale a) b) 100 75 50 25 0 -25 -50 -75 -100 37,9 39,9 44,938,9 42,940,9 45,943,941,9 46,9 47,9 b) 100 75 50 25 0 -25 -50 -75 -100 38 41 4639 4442 4740 4543 48 a) 100 75 50 25 0 -25 -50 -75 -100 38 41 4639 4442 4740 4543 48 75 50 25 0 -25 -50 -75 -100 38 41 46 4739 444240 4543 48 c) 15przegląd  spawalnictwa vol. 89 7/2017 rys. 9. interpretacja graficzna wyników analizy ultradźwiękowej na obwodzie zgrzeiny miab dla 3 poziomów bramki pomiarowej: 75% skali ekranu (a), 20% skali ekranu (b) i 5% skali ekranu (c) fig. 9. the graphical interpretation of the ut testing when the threshold gate is equal to: 75 % (a), 20 % (b) and 5 % of the screen scale (c) wnioski  zgrzewanie łukiem wirującym jest technologią spajania, wykorzystywaną do wytwarzania elementów przeniesienia napędu od zaledwie kilku lat. z uwagi na niewielką grubość ścianek łączonych komponentów (poniżej 3 mm) dostępne na rynku systemy ultradźwiękowe nie mogły zostać zastosowane do badań potencjalnych niezgodności występujących w tym procesie. w ramach prac badawczych realizowanych przez konsorcjum naukowo-przemysłowe, składające się z firm gkn driveline oleśnica sp. z o.o. i optel sp. z o.o. oraz katedry materiałoznawstwa, wytrzymałości i spawalnictwa politechniki wrocławskiej opracowano dedykowane, autorskie stanowisko, które umożliwia ocenę jakości złączy zgrzewanych łukiem wirującym. testy wstępne stanowiska obejmujące część mechaniczną, układ sterowania oraz działanie aplikacji, potwierdziły skuteczność metody ultradźwiękowej do oceny jakości połączeń zgrzewanych łukiem wirującym w elementach przeniesienia napędu. zaimplementowane programowo funkcjonalności, polegające na szerokiej gamie możliwości zmian parametrów zarówno akwizycji sygnału ultradźwiękowego, jak również wizualizacji (pełny a-scan, a-scan wybranego – ograniczonego bramką zakresu, b-scan) stwarzają możliwości wiarygodnej i obiektywnej oceny jakości wytworzonych komponentów. artykuł powstał w ramach projektu pt . „kryteria i metodyka określania jakości złączy zgrzewanych łukiem wirującym” współfinansowanym przez narodowe centrum badań i rozwoju w ramach iii programu badań stosowanych . literatura [1] r. j. brown: non-destructive testing in industry, non-destructive testing, vol. 6, nr 2, pp. 81-85, apr. 1973. [2] praca zbiorowa pod redakcją i. a. e. agency: non-destructive testing: a guidebook for industrial management and quality control personnel, international atomic energy agency, iaea-tcs-9, 1999. [3] w. roye: ultrasonic testing of spot welds in the automotive industry, krautkrämer gmbh & co. ohg, nr sd 298, listopad 1999. [4] m. stachurski: ultrasonic testing of thin-walled joints (3-7 mm in thickness), advances in manufacturing science and technology, vol. 29, no. 2, pp. 93-102, 2005. [5] m. stachurski: badania ultradźwiękowe połączeń cienkościennych (o grubości 3-7 mm), biuletyn instytutu spawalnictwa w gliwicach, vol. 49, nr 2, s. 57-61, 2005. [6] a. bicz, w. bicz, m. korzeniowski, t. piwowarczyk, a. ambroziak: ultrasonic tests in the analysis of the quality of tubular welded elements, biuletyn instytutu spawalnictwa, nr 5, 2016. [7] j. wiklund, u. idermark: ultrasonic transducers for testing of thin-walled tubes, materialpruefung, vol. 18, pp. 280-284, 1976. [8] t. piwowarczyk, a. małachowska, p. sokołowski: tendencje rozwojowe zgrzewania łukiem wirującym w aspekcie zastosowań w przemyśle motoryzacyjnym, przegląd spawalnictwa, vol. 85, nr 6, 2013. [9] v. s. kachinskiy, v. g. krivenko, v. y. ignatenko: magnetically impelled arc butt welding of hollow and solid parts, weld world, vol. 46, nr 7–8, pp. 49-56, 2002. [10] p. kustroń, m. korzeniowski, t. piwowarczyk, p. sokołowski: application of immersion ultrasonic testing for non-contact quality evaluation of magnetically impelled arc butt welded drive shafts of motor vehicles, advances in automobile engineering, vol. 2017, 2017. a) b) c) 201203_pspaw.pdf 16 przegląd spawalnictwa 3/2012 tomasz urbański węzeł hybrydowy – prognozowanie odkształceń spawalniczych panelu i-core na podstawie planowanego eksperymentu dwuwartościowego hybrid node – predictions of welding distortions  of i-core panel on the basis of two dimensional  designed experiment dr inż. tomasz urbański – zachodniopomorski uniwersytet technologiczny w szczecinie. streszczenie w artykule przedstawiono wyniki badań eksperymentalnych czterech postaci odkształceń spawalniczych panelu i-core. panel ten jest częścią węzła hybrydowego. badania przeprowadzono wg zasad teorii planowania eksperymentu w warunkach laboratoryjnych, zbliżonych do warunków panujących w przemyśle. przedstawiona analiza postaci deformacyjnych uwzględnia parametry technologiczno-konstrukcyjne wpływające na przydatność montażową wielkogabarytowej konstrukcji stalowej. omówiona metoda oceny wyników eksperymentalnych umożliwia wykorzystanie wzorów aproksymacyjnych w celu prognozowania analizowanych postaci odkształceń w konstrukcjach wielkogabarytowych. abstract the paper presents the results of experimental research on four types of welding distortions of i-core panel. this panel is a part of a hybrid node. the research has been carried out according to design of experiment technique in laboratory conditions near-real-life production conditions. the presented analysis of deformation picture accounts for technological-constructional parameters influencing the suitability for assembly of large-size steel construction. the presented appraisal method used for experiment results features implementation of approximation formulas in order to predict analysed types of distortions in large-size constructions. wstęp węzeł hybrydowy to szczególny fragment wielkogabarytowej konstrukcji stalowej, w którym łączą się dwie odmienne pod względem konstrukcyjno-technologicznym części tej konstrukcji. w jego skład wchodzą: innowacyjny element konstrukcyjny (zwany powszechnie panelem sandwich), konwencjonalny element konstrukcyjny (płyta usztywniona) oraz element pośredni (łącznik) [1]. kształty łączników, które mogą być wykorzystane w połączeniach paneli sandwich, są różne [2÷4]. do badań autora wybrano łącznik o kształcie przedstawionym na rysunku 1. szczegółową analizę, dotyczącą wyboru geometrii tego elementu, zawarto w [2]. węzeł hybrydowy może znaleźć zastosowanie wszędzie, gdzie wykorzystywane są innowacyjne elementy konstrukcyjne. natomiast panele sandwich, jako elementy wielkogabarytowych konstrukcji stalowych, mogą być użyte przede wszystkim w rejonach konstrukcji nie posiadających krzywizn [1]. rys. 1. węzeł hybrydowy [2] fig. 1. hybrid node [2] 17przegląd spawalnictwa 3/2012 wprowadzenie węzła hybrydowego do wielkogabarytowych konstrukcji spawanych sprawia wiele problemów, zwłaszcza natury technologicznej. za najbardziej istotny z nich, zarówno od strony naukowej, jak i przemysłowej, uznano opanowanie odkształceń spawalniczych. brak jest dostępnych publikacji poruszających aspekty związane z technologicznością konstrukcji zawierającej panele i-core w kontekście jej dalszej przydatności montażowej [2]. w dotychczasowych badaniach skupiano się przede wszystkim na problemach związanych z samymi panelami sandwich, tj.: ich ogólną charakterystyką [5÷8], czysto teoretycznym określaniem wskaźników wytrzymałościowych [9, 10], wytrzymałością na różnego typu obciążenia [6, 7, 11, 12], wytrzymałością zmęczeniową samych paneli [13÷15] oraz wybranych rozwiązań połączeń głównie panel-panel [6, 7, 16, 17] oraz innymi aspektami, ujawniającymi się na etapie eksploatacji konstrukcji, jak np. odporność ogniowa, udarowa, korozyjna, tłumienie drgań, możliwości naprawy [6, 7, 18, 19]. brak dostępnych analiz dotyczących zachowania deformacyjnego konstrukcji hybrydowej w ujęciu technologicznym był przyczynkiem do podjęcia badań eksperymentalnych. prowadzone rozważania są częścią kilkuletnich dociekań naukowych autora nad problemem technologiczności węzła hybrydowego, których efekt końcowy stanowi rozprawa [2]. badania eksperymentalne wykonano na wydziale techniki morskiej (obecnie wydział techniki morskiej i transportu) zachodniopomorskiego uniwersytetu technologicznego w szczecinie w latach 2007÷2009. odkształcenia spawalnicze paneli i-core w węźle hybrydowym problematyka dotycząca wyznaczania, prognozowania i w konsekwencji opanowania odkształceń spawalniczych rozważana jest od początku wprowadzenia spawania jako metody łączenia elementów metalowych. obecnie inżynier może korzystać z obszernej literatury fachowej, naświetlającej różne aspekty fizyczne tego zjawiska [20÷23]. jednak nowe elementy konstrukcyjne oraz obszary, w których one występują (np. węzeł hybrydowy), wciąż wymagają wnikliwej analizy zagadnień deformacyjnych, zarówno od strony eksperymentalnej, jak i teoretycznej. postacie odkształceń spawalniczych powstałych przy wykonywaniu spoin wchodzących w skład analizowanego węzła hybrydowego zidentyfikowano w [1, 2]. spośród piętnastu postaci odkształceń z panelem i-core związane są cztery (tabl. i). celem łatwiejszej lokalizacji wyróżnionych form deformacji przyporządkowano je poszczególnym spoinom węzła (rys. 1). pomimo że wykonanie spoiny nr 3 ma również wpływ na końcową wartość deformacji panelu, nie zostało to uwzględnione w artykule, gdyż problem ten będzie omawiany w odrębnym tekście. przedstawione w tablicy i postacie odkształceń spawalniczych wpływają na dalszą przydatność montażową węzła hybrydowego, a dwp1 oraz dwp2 w sposób najbardziej znaczący [2]. zajmują one bowiem odpowiednio pierwszą oraz drugą pozycję w tzw. hierarchii technologicznej postaci odkształceń spawalniczych węzła. hierarchię tę stworzono celem uszeregowania analizowanych form deformacji pod kątem ich wpływu na przydatność montażową. dpp1 oraz dpp2 zajmują piątą oraz siódmą pozycję w przytaczanej hierarchii (szczegółową analizę, dotyczącą wpływu wszystkich postaci odkształceń spawalniczych węzła hybrydowego na jego technologiczną przydatność montażową, zawarto w [2]). wszystkie postacie deformacji powstałe na powierzchni innowacyjnych elementów konstrukcyjnych (tabl. i) są wyjątkowo istotne z uwagi na ogromne trudności związane zarówno z zapobieganiem odkształceniom, ich prognozowaniem, jak i ewentualnymi pracami naprawczymi (tj. głównie prostowaniem) tych elementów (specyficzna struktura oraz bardzo cienkie blachy paneli sandwich w stosunku do pozostałych elementów wielkogabarytowej konstrukcji) [2]. badania główne założenia oraz cel, jaki postawiono badaniom eksperymentalnym węzła hybrydowego, przedstawiono w tablicy ii, natomiast materiały wykorzystane w doświadczeniach zestawiono w tablicy iii. eksperymenty wykonano na stanowisku, w którego skład wchodziło tzw. łoże montażowe (o wymiarach 4500x2000x480 mm) oraz elementy zamocowania próbek, symulujące założone postacie warunków brzegowych – elementy te były jednocześnie detalami ustalającymi położenie próbek względem łoża (rys. 2). na panel i-core nałożono warunek brzegowy w postaci przegubowo-nieprzesuwnego podparcia panelu. jest to zgodne z powszechnie obowiązującymi tablica i. odkształcenia spawalnicze panelu i-core wyróżnione w węźle hybrydowym [1, 2] table i. welding distortions of i-core panel distinguished in hybrid node [1, 2] numer spoiny węzła hybrydowego odkształcenia spawalnicze wyznaczane eksperymentalnie symbol postaci odkształcenia 1 odkształcenie wzdłużne poszycia panelu (strzałka ugięcia) dwp1 2 odkształcenie wzdłużne poszycia panelu (strzałka ugięcia) dwp2 1 odkształcenie poprzeczne poszycia panelu (pofalowanie powierzchni) dpp1 2 odkształcenie poprzeczne poszycia panelu (pofalowanie powierzchni) dpp2 18 przegląd spawalnictwa 3/2012 zasadami technologii wytwarzania wielkogabarytowych konstrukcji stalowych (np. okrętowych). panel sandwich zastępuje fragment płyty poszycia, usztywnionej jednorzędowo, do której montowane są pozostałe elementy konstrukcji. zatem zastosowane zamocowanie panelu reprezentuje dalszą część innowacyjnego elementu konstrukcyjnego [2]. ponieważ w niniejszym artykule analizowane są tylko odkształcenia panelu i-core powstałe po wykonaniu spoin nr 1 oraz nr 2 węzła hybrydowego (tj. w innowacyjnym module konstrukcyjnym), pominięto w nim charakterystykę warunku brzegowego nałożonego na płytę konwencjonalną (rys. 1). podczas badań wykorzystano: źródło prądu black cat 400 st oraz zespół podający zp s-1 (oba urządzenia firmy ozas – obecnie esab). próbki spawano metodą 136 (przez spawacza z kilkunastoletnim doświadczeniem zawodowym w przemyśle stoczniowym). jako narzędzie pomiarowe wykorzystano niwelator libelowy ni 004. przyrząd ten jest niwelatorem precyzyjnym, z płytką płasko-równoległą. metodę wyznaczania analizowanych odkształceń przedstawiono na rysunku 3 oraz w tablicy iv. rzeczywiste wymiary próbki oraz kolejność operacji technologicznych realizowanych podczas wykonywania innowacyjnego modułu konstrukcyjnego (tj. panelu i-core oraz łącznika) na stanowisku badawczym przedstawiono na rysunku 4. planowanie eksperymentu realizowano na podstawie podejścia cybernetycznego, rozpatrując obiekt badań tzw. czarną skrzynkę (rys. 5). na wejściu skrzynki wprowadzano celowo wyselekcjonowane parametry (zmienne niezależne), odpowiedzialne za powstawanie deformacji (w opisywanym przypadku: c, e, g2, ql). na jej wyjściu rejestrowano odpowiedzi (zmienne zależne) od wprowadzonych parametrów (w analizowanym przypadku: dpp1, dpp2, dwp1, dwp2). z czarną skrzynką związane są jeszcze dwie grupy wielkości – czynniki zakłócające oraz czynniki stałe, ale ponieważ nie są one wielkościami sterowalnymi ani mierzalnymi (w sposób jawny), uznano je za mniej istotne. w przypadku wyboru trzech zmiennych niezależnych, których wartości mogą być zmieniane na dwóch poziomach (wartość minimalna oraz maksymalna) – eksperyment przeprowadzano na podstawie planu frakcyjnego dwuwartościowego [24, 25]. plan opisywanego eksperymentu pokazano w tablicy v. liczba eksperymentów w jednym (wymaganym) bloku wynosi 8. wartości minimalne i maksymalne zmiennych niezależnych odpowiadają rozpiętością wyselekcjonowanym parametrom technologiczno-konstrukcyjnym. w zależności od objętości danych blok tych 8 eksperymentów może być realizowany wielokrotnie. tablica ii. założenia oraz cele badań eksperymentalnych węzła hybrydowego [2] table ii. assumptions and aims of experimental studies of hybrid node [2] założenia badań cele badań warunki badań możliwie jak najbardziej zbliżone do warunków produkcyjnych wyznaczenie zidentyfikowanych postaci odkształceń (tabl. i) wykonywanie prac spawalniczych przez spawacza posiadającego odpowiednie uprawnienia, przy wykorzystaniu metod oraz urządzeń powszechnie stosowanych przy wytwarzaniu wielkogabarytowych konstrukcji stalowych opracowanie modeli predykcyjnych prowadzenie badań wg zasad teorii planowania eksperymentu tablica iii. materiały użyte do badań [2] table iii. materials used to studies [2] materiały podstawowe materiały dodatkowe stal ah36 na łącznik drut proszkowy k-71tlf firmy kiswel, o średnicy 1,2 mm stal s355 (j2g3) na płyty wierzchnie panelu i-core co2 jako gaz osłonowy stal s235 (jr) na elementy rdzenia panelu i-core rys. 2. stanowisko badawcze [2] fig. 2. research stand [2] rys. 3. metoda wyznaczania odkształceń: a – wzdłużnych, b – poprzecznych [2] fig. 3. determinate of distortions method: a – longitudinal, b – transverse [2] 19przegląd spawalnictwa 3/2012 spotykane w praktyce zależności między zmiennymi eksperymentalnymi mają charakter korelacyjny. dlatego metodę wykorzystywaną do prognozowania odkształceń spawalniczych węzła hybrydowego oparto na analizie modeli regresji zmiennych zależnych względem zmiennych niezależnych. przy opracowywaniu wyników badań kierowano się zasadami zawartymi m.in. w [24÷30]. ponadto wykorzystano pakiet wspomagający analizę statystyczną statistica. wyniki badań jako aproksymowaną funkcję obiektu badań przyjęto wielomian ze składnikami liniowymi oraz interakcjami pierwszego rzędu, postaci: (4) gdzie: yi – wyznaczana zmienna zależna (postać odkształcenia panelu i-core); b0, b1, b2, b3, b12, b13, b23 – współczynniki regresji; x1, x2, x3 – zmienne niezależne wybrane do eksperymentu (rys. 5, tabl. v). następnie wyznaczono poszczególne współczynniki regresji występujące w równaniu (4), dla każdej z analizowanych postaci odkształceń (przy poziomie istotności α = 0,05, tzn. współczynniku ufności 95%). w celu uzyskania zależności zawierających tylko współczynniki istotne zastosowano metodę regresji tablica iv. zależności matematyczne wykorzystywane przy wyznaczaniu postaci odkształceń spawalniczych [2] tabl. iv. mathematical dependence used for determinate types of welding distortions [2] opis wzór średnia (arytmetyczna) różnicy odległości między punktami pomiarowymi, mierzona w kierunku pionowym (wysokość) (1) różnica odległości między poszczególnymi punktami pomiarowymi, w kierunku pionowym (2) odległość między punktem pomiarowym a płaszczyzną bazową (płaszczyznę bazową określano na podst. punktów usytuowanych na łożu montażowym) (3) oznaczenia: hi – odległości między punktami pomiarowymi w kierunku pionowym (i = 1, …, n); a, b, c, d – współrzędne równania płaszczyzny bazowej; xi, yi, zi – współrzędne punktu pomiarowego; n – liczba punktów pomiarowych w szeregu siatki pomiarowej; indeksy dolne: p – wartość mierzona przed spawaniem, s – wartość mierzona po spawaniu. rys. 5. czarna skrzynka eksperymentu planowanego [2] fig. 5. planned experiment black box [2] tablica v. plan eksperymentu – wartości unormowane [2] tabl. v. plan of the experiment – normalised values [2] nr eksperymentu energia liniowa x1 (ql) grubość łącznika x2 (g2) szerokość dolnego boku łącznika x3 (c) lub szerokość fragmentu górnej płyty panelu i-core x3 (e)* 1 -1 -1 -1 2 +1 -1 -1 3 -1 +1 -1 4 +1 +1 -1 5 -1 -1 +1 6 +1 -1 +1 7 -1 +1 +1 8 +1 +1 +1 * w zależności od analizowanej postaci odkształcenia (patrz rys. 1 i 5). wartości rzeczywiste poszczególnych zmiennych niezależnych, odpowiadające wartościom unormowanym, należą do następujących przedziałów: ql є [0,4; 0,95], g2 є [6; 10], c є [45; 75], e є [60; 110]. zakresy zmian poszczególnych zmienych niezaleznych podano w następujących jednostkach: ql [kj/mm], g2 [mm], c [mm], e [mm]. rys. 4. tworzenie innowacyjnego modułu konstrukcyjnego – operacje technologiczne związane z wykonywaniem poszczególnych spoin [2] fig. 4. assembly of innovative constructional module – technology operations in the making of particular welds [2] 20 przegląd spawalnictwa 3/2012 tablica vi. porównanie wartości: skorygowanego kwadratu współczynnika korelacji wielokrotnej oraz statystyk f-snedecora [2] table vi. comparison values: corrected square of coefficient of multiple correlation and f-snedecor statistic [2] symbol zmiennej zależnej wartość skoryg.r2 wartość statystyki f, wyznaczona na podst. analizy regresji wartość krytyczna fkr, z tablic statystycznych (dla poziomu istotności α = 0,05) ydwp1 0,92485 f(3,4) = 29,715; p < 0,00341 f(3,4) = 6,59 ydpp1 0,95520 f(4,3) = 38,312; p < 0,00657 f(4,3) = 9,12 ydwp2 0,90000 f(3,4) = 22,000; p < 0,00600 f(3,4) = 6,59 ydpp2 0,82999 f(3,4) = 12,391; p < 0,01711 f(3,4) = 6,59 tablica vii. zestawienie równań regresji aproksymujących wyznaczane postacie odkształceń spawalniczych panelu i-core (na podst. ‎[2]) table vii. composition of regress equations approximated of determine types of welding distortions of i-core panel (on the basis of [2]) symbol postaci odkształcenia postać równania regresji dwp1 (5) dpp1 (6) dwp2 (7) dpp2 (8) oznaczenia: b0, b1, b2, b3, b12, b13, b23 – współczynniki regresji, c, e, g2, ql – zmienne niezależne wybrane do eksperymentu (rys. 5 i tabl. v). tablica viii. zestawienie istotnych zmiennych w metodzie regresji krokowo postępującej dla dwp2 [2] table viii. composition of significant variables for performed of progressive regress selection method, for dwp2 [2] podsumowanie regresji zmiennej zależnej; ydwp2 r = 0,97100831 r 2 = 0,94285714 skoryg r2 = 0,9, f(3,4) = 22 p < 0,006 błąd standardowy estymacji: 0,125 n = 8 beta bł. stand. beta b bł. stand. b t (4) poziom p w. wolny -1,05000 0,507599 -2,06856 0,107405 x1 2,19740 0,492805 3,25000 0,728869 4,45896 0,011169 x2 1,21702 0,332952 0,22500 0,061555 3,65525 0,021671 x1•x2 -1,64786 0,582605 -0,25000 0,088388 -2,82843 0,047421 krokowej (postępującej lub wstecznej). ostatecznie wybierano metodę dającą wyższe (bliższe jedności) wartości współczynników: r (współczynnika korelacji wielokrotnej), r2 (kwadratu współczynnika korelacji wielokrotnej), skoryg r2 (skorygowanego kwadratu współczynnika korelacji wielokrotnej). zestawienie porównujące wartości skorygowanego kwadratu współczynnika korelacji wielokrotnej oraz statystyk f-snedecora dla analizowanych postaci deformacyjnych przedstawiono w tablicy vi, a zestawienie równań regresji aproksymujących wyznaczane postacie odkształceń spawalniczych panelu i-core – w tablicy vii. podsumowanie regresji wraz z wykazem istotnych zmiennych, dla wybranej formy deformacyjnej, pokazano w tablicy viii. wybrano zestawienie dla dwp2 jako deformacji, dla której wartość skorygowanego kwadratu współczynnika korelacji wielokrotnej mieści się na średnim poziomie wszystkich uzyskanych wartości tego współczynnika. pełne tabele dla wszystkich analizowanych postaci odkształceń zamieszczono w [2]. o istotności współczynników równań regresji świadczą dane zestawione w tablicy vi. dla wszystkich analizowanych postaci odkształceń [2]: – skorygowany kwadrat współczynnika korelacji wielokrotnej (skoryg r2) waha się w granicach (0,8299÷0,9552), co oznacza, że stopień dopasowania powierzchni regresji do danych doświadczalnych mieści się w przedziale 83÷95%. – wartości statystyk f przekraczają wartości krytyczne fkr, a wartość p jest mniejsza od poziomu istotności α. na tej podstawie stwierdzono, że wyznaczone równania regresji są istotne statystycznie i mogą być wykorzystane do prognozowania wartości zmiennych zależnych w funkcji przyjętych zmiennych niezależnych. na rysunkach 6 i 7 zamieszczono wykresy przedstawiające zgodność dopasowania wartości prognozowanych z wyznaczonymi eksperymentalnie. umieszczając na osi odciętych wartości zmiennych zależnych, uzyskane w ramach eksperymentu, a na osi rzędnych wartości zmiennych zależnych, otrzymane z równania regresji, dokonywano oceny rozmieszczenia aproksymowanych wartości na wykresie. jeżeli wyniki ułożone są w pobliżu linii prostej, poprowadzonej z początku układu współrzędnych pod kątem 45°, oznacza to, że aproksymacja poprawnie prognozuje analizowane zależności. na podstawie analizy wykresów prognostycznych stwierdzono, że [2]: – najmniej punktów odbiegających od linii prognoz idealnych znajduje się na wykresach sporządzonych dla tych postaci odkształceń, które w wyniku analizy regresji uzyskały skoryg.r2 o wartości powyżej 0,9 (dpp1, dwp1). – dla postaci odkształceń, które uzyskały mniejszą wartość skoryg.r2, tj. równą 0,9 (dwp2) lub poniżej wartości 0,9 (dpp2), punktów odbiegających od linii prognoz idealnych jest więcej (w zależności od postaci odkształcenia). przedstawiają to pola rozrzutu wyników (zaznaczone na wykresach liniami przerywanymi). 21przegląd spawalnictwa 3/2012 rys. 6. prognozy dla analizowanych poprzecznych postaci odkształceń panelu i-core [2] fig. 6. predictions for analyzed transverse types of distortions of i-core panel [2] rys. 7. prognozy dla analizowanych wzdłużnych postaci odkształceń panelu i-core [2] fig. 7. predictions for analyzed longitudinal types of distortions of i-core panel [2] rys. 8. odkształcenia na dolnej powierzchni panelu i-core (przed wykonaniem oraz po wykonaniu spoin pachwinowych) [2] fig. 8. distortions on i-core lower surface (before and after making of fillet welding) [2] rys. 9. odkształcenia na górnej powierzchni panelu i-core (przed wykonaniem oraz po wykonaniu spoin pachwinowych) [2] fig. 9. distortions on i-core upper surface (before and after making of fillet welding) [2] rys. 10. odkształcenia panelu i-core [2] fig. 10. distortions of i-core panel [2] – pola rozrzutu pokazują również, że najbardziej dokładne prognozy osiągnięto dla wyników przedstawiających średnie wartości odkształceń. – maksymalna różnica między wartością prognozowaną a wyznaczoną eksperymentalnie wynosi 0,29 mm (dla dwp1). na rysunkach 8÷10 przedstawiono wyniki badań eksperymentalnych dla wybranej próbki (oznaczonej di03 – układ eksperymentalny dla tej próbki odpowiada wartościom nr 6 z tabl. v). na rysunkach 8 i 9 są analizowane formy odkształceń w postaci tzw. siatek 3d (sporządzonych na podstawie odczytów w punktach pomiarowych), na których celem otrzymania wyraźniejszego efektu wizualnego przeskalowano wartości występujące na osi „z” (wartości deformacyjne) x10. wartości wzdłuż pozostałych osi układu pozostawiono bez zmian (punkty powstałe z przecięć linii siatek odpowiadają punktom pomiarowym na powierzchniach próbki), nie uwzględniono też efektu odbicia lustrzanego odczytu z przyrządu pomiarowego. 22 przegląd spawalnictwa 3/2012 wnioski ocena wyników eksperymentu planowanego umożliwia opracowanie modeli matematycznych do prognozowania postaci odkształceń spawalniczych paneli i-core. na podstawie przedstawionych wielomianów aproksymacyjnych można dokonać prognoz wartości postaci odkształceń dla dowolnej kombinacji parametrów technologiczno-konstrukcyjnych. jedynym warunkiem, jaki musi zostać spełniony podczas takich prognoz, jest przynależność tych parametrów do przestrzeni definicyjnej realizowanego eksperymentu. literatura [1] urbański t.: węzeł hybrydowy – technologiczność wielkogabarytowych konstrukcji spawanych – wprowadzenie, przegląd spawalnictwa nr 11/2010, s. 21-25. [2] urbański t.: metoda prognozowania odkształceń spawalniczych węzła hybrydowego na podstawie badań eksperymentalnych, rozprawa doktorska, zakład konstrukcji mechaniki i technologii okrętów, wydział techniki morskiej, zachodniopomorski uniwersytet technologiczny w szczecinie, szczecin 2009. [3] pyszko r.: zastosowanie stalowych paneli typu sandwich w konstrukcjach okrętowych i oceanotechnicznych, rozprawa doktorska, katedra technologii okrętu, systemów jakości i materiałoznawstwa, wydział oceanotechniki i okrętownictwa politechniki gdańskiej, gdańsk 2006. [4] http://www.meyerwerft.de. [5] kozak j.: stalowe panele sandwich – alternatywa dla klascznej konstrukcji, warsztaty nt. „materiały kompozytowe w budowie statków” zorganizowane przez centrum techniki okrętowej s. a., gdańsk, 17 czerwiec 2005. [6] best practice guide for sandwich structures in marine applications (document of sandcore project). [7] sandwich design principles and prototype designs (document of sandwich project). [8] iwańkowicz r., rutkowski r., urbański t., graczyk t., jastrzębski t.: review of manufacturing technologies for metalic structures in shipbuilding (document of marstruct project, http://mar.ist.utl.pt). [9] that-ching fung, i in.: shear stiffness for c-core sandwich panels, journal of structural engineering, august 1996, s. 958-966. [10] lok t.s., cheng q.h.: elastic stiffness properties and behavoiur of truss-core sandwich panels, journal of structural engineering, may 2000, s. 552-559. [11] kujala p., romanoff j., tabri k., ehlers s.: all steel sandwich panels – design challenges for practical application on ships, 9th symposium on practical design of ships and other floating structures, lubeck-travemuende, germany 2004. [12] zenkert d., kolsters h., wennhage p.: practical design solutions for laser-welded sandwich panels, public conference, papenburg, germany, 24 october 2003 (http://sandwich. balport.com). posługując się równaniami aproksymacyjnymi można ponadto pokazać, które z uznanych za istotne parametrów mają decydujący wpływ na otrzymaną postać odkształcenia. opracowanie metody prognozowania odkształceń spawalniczych pozwoli na dokładne określenie przydatności montażowej węzła hybrydowego, a w konsekwencji umożliwi sterowanie technologicznością konstrukcji na etapie jej wytwarzania. [13] kozak j.: fatigue tests of steel sandwich panel, marine technology v, proc. of the fifth international conference on marine technology odra’03, szczecin, 28-30 may 2003, witpress – southampton & boston 2003. [14] kujala p., kotisalo k.: fatigue strength testing of laser welded all steel sandwich panels for ships, maritime research news, vol. 11/issn 0784-6010, 1997. [15] metschkow b., kozak j.: quantitative tests of natural-scale sandwich models, public conference, papenburg, germany, 24 october 2003 (http://sandwich.balport.com). [16] ehlers s., kujala p., klanac a.: fatigue testing of joints and comparation with fe-calculations, advanced composite sandwich steel structures (http://sandwich.balport.com). [17] kujala p., ehlers s.: sandwich joint design principles and design catalog, advanced composite sandwich steel structures (http://sandwich.balport.com). [18] kujala p.: corrosion testing of steel sandwich panels, maritime research news, vol. 15/issn 0784-6010, 2001. [19] tabri k.: local impact strength of all steel sandwich panels, maritime research news, vol. 17/issn 0784-6010, 2003. [20] masubuchi k.: analysis of welded structures, massachusetts institute of technology, usa, 1980, pergamon press. [21] metschkow b.: ocena wielkości odkształceń spawalniczych na podstawie obliczeniowej metody inżynierskiej, xx sesja naukowa okrętowców, gdańsk 2002. [22] myśliwiec m.: cieplno-mechaniczne podstawy spawalnictwa, wyd. ii wnt, warszawa 1972. [23] ranatowski e.: elementy fizyki spajania metali, wydawnictwa uczelniane akademii techniczno-rolniczej, bydgoszcz 1999. [24] montgomery d.c.: design and analysis of experiments. john wiley & sons, inc. fifth edition, new york, 2001. [25] polański z.: planowanie doświadczeń w technice, pwn, warszawa 1984. [26] dobosz m.: wspomagana komputerowo statystyczna analiza wyników badań, akademicka oficyna wydawnicza exit, warszawa 2004. [27] kołodziński e.: symulacyjne metody badania systemów, pwn, warszawa 2002. [28] oktaba w.: elementy statystyki matematycznej i metodyka doświadczalnictwa, pwn, warszawa 1974. [29] nikiel g.: opracowanie statystyczne wyników badań doświadczalnych z wykorzystaniem programu regreg (http://www. ath.bielsko.pl). [30] http://www.statsoft.pl 201401_pspaw_1489.pdf 43przegląd spawalnictwa 1/2014 funkcjonalność i efektywność ekonomiczna zrobotyzowanego ukosowania blach functionality and economic efficiency of the robotic  plate bevel a tract since the mid-90s piap has implemented four robotic cells for metal sheets bevelling at the plant tagor sa in tarnowskie gory. the first one have used the robot on the track and oxygen cutting. in the next stationary robots as well as oxygene and plasma cutting were used. the type of the robot and the organization of cells determine the suitability of the whole installation for processing of workpieces of a particular size. then the cutting technology affects the efficiency of the process. the choice of technology is also associated with specific safety hazards, which in effect influence the cost the production process. this article will attempt to synthetic evaluation of different solutions in terms of their application to a specific production profile. experience of the plant will be used. ey word : beveling, plate, robot istotne znaczenie ma technologia cięcia, a także konfiguracja stanowiska i jego wyposażenie. te cechy techniczne powinny zapewnić oczekiwaną funkcjonalność oraz optymalną efektywność ekonomiczną zrobotyzowanego stanowiska ukosowania, w odniesieniu do asortymentu produkowanych detali. piap był prekursorem robotyzacji ukosowania w polsce. w połowie lat 90. grupa aplikacyjna instytutu współpracując ze specjalistami z tagor, wdrożyła w tym zakładzie pierwsze stanowisko z robotem na torze jezdnym i cięcie tlenowe. w kolejnych latach opracowano gniazdo z robotem stacjonarnym i cięciem tlenowym oraz robotem stacjonarnym i cięciem plazmowym. doświadczenia z tych inwestycji oraz kilkuletniej eksploatacji różnych typów stanowisk pozwalają dokonać ich przekrojowej oceny i sformułować wskazówki dla wdrażających podobne rozwiązania w przyszłości. stre zczenie od połowy lat 90. xx w. piap wdrożył w zakładzie tagor s.a. w tarnowskich górach cztery zrobotyzowane stanowiska ukosowania blach. w pierwszym z nich zastosowano robota na torze jezdnym i cięcie tlenowe. w kolejnych wykorzystano roboty stacjonarne oraz cięcie tlenowe i plazmowe. typ zastosowanego robota oraz organizacja gniazda determinują jego przydatność do obróbki detali o określonych gabarytach. z kolei technologia cięcia wpływa na efektywność procesu. wybór technologii wiąże się również z konkretnymi zagrożeniami bezpieczeństwa pracy, co ma także przełożenie na koszty. w artykule zostanie podjęta próba syntetycznej oceny różnych rozwiązań pod kątem ich zastosowania do określonego profilu produkcji. wykorzystane zostaną doświadczenia zakładu. słowa kl czowe: ukosowanie, blachy, robot t p ukosowanie krawędzi elementów przeznaczonych do spawania jest jedną z podstawowych operacji technologicznych, stosowanych przy łączeniu blach, rur czy kształtowników o grubości ścianki przekraczającej 3 mm. zastosowanie do tej operacji, istotnej dla jakości złącza, zautomatyzowanego cięcia z użyciem robota przemysłowego, jest w polsce stosunkowo nowym, innowacyjnym rozwiązaniem, pozwalającym na uzyskanie wielu korzyści zarówno wymiernych (znaczną poprawę jakości obróbki, zwiększenie wydajności, uzyskanie powtarzalności obróbki, możliwość obróbki wszystkich metali), jak i niewymiernych (poprawę warunków bhp, stosowanie przyjaznej środowisku technologii). w ogólnej ocenie konkretnego rozwiązania instalacji zrobotyzowanego ukosowania zbigniew pilat marek pachuta ryszard hylla jacek kubica mgr inż igniew pilat mgr inż arek pac ta – przemysłowy instytut automatyki i pomiarów piap, warszawa; mgr inż ry zard ylla mgr inż acek ica – tagor s.a., tarnowskie góry. autor korespondencyjny/corresponding author: mpachuta@piap.pl 44 przegląd spawalnictwa 1/2014 tec nologie proce ci cia/ ko owania lac cięcie i ukosowanie blach jest jedną z częściej wykonywanych operacji technologicznych w przemyśle budowy maszyn. cięcie mechaniczne, ewentualnie wytłaczanie, stosuje się głównie do cienkich blach i w większości ma ono zastosowanie do cięcia prostych krawędzi. do blach grubszych stosuje się obecnie różne technologie cięcia termicznego (gazowe, plazmowe, laserowe) lub wodnego. każda z tych technologii ma swoją specyfikę i zakres zastosowań, przy których jest najbardziej ekonomiczna. aby dobrać najlepszą, należy rozważyć zarówno koszty przygotowania instalacji, cenę sprzętu do cięcia i urządzeń współpracujących, koszty eksploatacyjne, a przede wszystkim zakres ciętych materiałów, grubości detali, ich gabaryty i związaną z tym możliwość automatyzacji cięcia. ci cie gazowe polega na miejscowym spaleniu metalu (utlenianiu) w strumieniu czystego tlenu i odparowaniu powstałych tlenków. proces rozpoczyna się od wstępnego podgrzewania do odpowiedniej temperatury (temperatury zapłonu). do podgrzewania materiału może zostać zastosowany acetylen, propan lub gaz ziemny. temperatura zapłonu wynosi dla żelaza 1050oc, natomiast dla stali z domieszką 1,5% węgla – już 1380oc. ponieważ ze względu na to, że temperatura zapłonu materiału musi być niższa od jego temperatury topienia się, cięcie tlenowe może być zastosowane jedynie do stali konstrukcyjnych niskowęglowych i niskostopowych. ci cie plazmowe plazma, określana jako czwarty stan skupienia materii, jest zjonizowanym gazem, w którym atomy uległy rozpadowi na jony oraz elektrony. cała objętość zajmowana przez plazmę jest elektrycznie obojętna. jest ona bardzo dobrym przewodnikiem prądu, a jej opór elektryczny maleje ze wzrostem jej temperatury (odwrotnie niż w metalach). cięcie plazmowe polega na rozgrzaniu łukiem elektrycznym materiału do stanu płynnego i szybkim usunięciu go za pomocą silnego strumienia gazu, o prędkości zbliżonej do prędkości dźwięku. plazma umożliwia precyzyjne przejście łuku elektrycznego w kierunku ciętego materiału i poddaje go działaniu zarówno termicznemu (10 000÷20 000oc) jak i mechanicznemu (ciśnienie gazu). cięcie plazmą jest procesem przeznaczonym do rozdzielania elektrycznie przewodzących materiałów. powszechnie stosowanym gazem plazmotwórczym jest powietrze, w związku z czym nie istnieje ryzyko wybuchu. ci cie la erowe czynnikiem tnącym jest wiązka lasera i gaz techniczny pod ciśnieniem. warunkiem uzyskania dobrej jakości cięcia i utrzymania tolerancji wymiarów ciętych elementów jest dokładne prowadzenie strumienia tnącego przez urządzenie do cięcia o dużej odporności na drgania i dobrej powtarzalności ruchów roboczych. ci cie wodą cięcie następuje w wyniku skierowania wąskiego strumienia wody pod wysokim ciśnieniem, który skupia całą energię na niewielkiej powierzchni metalu ciętego, usuwając go. energia kinetyczna strumienia jest przekształcana w pracę dekohezji materiału. skrawany materiał nie podlega mechanicznym przeciążeniom i oddziaływaniom termicznym (temperatura cięcia to ok. 40oc), a uzyskany półfabrykat nie wymaga dalszej obróbki. urządzenia do cięcia wodnego to przeważnie specjalizowane maszyny. podstawowe cechy technologii cięcia wodą przygotowane na podstawie opracowań przeglądowych [1] i danych katalogowych urządzeń dostępnych na rynku [2÷4], zestawiono w tablicy i. cecha cięcie gazowe cięcie plazmowe cięcie laserowe cięcie wodą spektrum ciętych materiałów ograniczone szerokie szerokie wszystkie grubość ciętych materiałów, mm 3÷300 0,5÷150 0,5÷30 0,5÷500 prędkość cięcia niska wysoka do 30 mm wysoka do 6 mm niska czas przebijania długi b. krótki b. krótki b. krótki występowanie strefy wpływu ciepła szeroka mała minimalna brak powstawanie zgorzeliny tak minimalnie brak brak (eko) szerokość szczeliny cięcia szeroka mała najmniejsza mała równoległość szczeliny cięcia b. dobra średnia i dobra b. dobra b. dobra jakość ciętych powierzchni średnia dobra b. dobra b. dobra hałas średni duży mały mały promieniowanie i dymy średnie duże średnie b. małe światło średnie mocne mocne, szkodliwe brak koszty inwestycyjne małe średnie wysokie wysokie koszty serwisowe małe średnie wysokie wysokie możliwość robotyzacji duża duża średnia mała ta lica i porównanie technologii cięcia materiału ta le i metal cutting technologies assessment 45przegląd spawalnictwa 1/2014 jak widać z tego zestawienia różnych technologii cięcia metalu stosowanych w przemyśle, do automatyzacji ukosowania blach grubych z zastosowaniem robotów przemysłowych nadają się jedynie dwie pierwsze technologie: cięcie gazowe i cięcie plazmowe. spo o y a tomatyzac i ko owania lac r czne i p ła tomatyczne stosuje się, gdy narzędzie tnące (palnik) jest prowadzone przez operatora. uzyskana w ten sposób powierzchnia po cięciu jest nierówna, często występują na niej wżery i „ząbki”. wyrównanie powierzchni wymaga uciążliwego i pracochłonnego szlifowania. dodatkowo w stanowiskach ukosowania ręcznego panują bardzo trudne warunki pracy. operator znajduje się bezpośrednio przy płomieniu. narażony jest na wdychanie niebezpiecznych dymów i oparów, na hałas, na poparzenia odpryskami i rozgrzanym detalem. taki sposób ukosowania stosuje się z reguły w sytuacjach przymusowych, na przykład na montażu. poprawę jakości ukosowania można uzyskać (szczególnie krawędzi prostoliniowych) przez: – wykorzystanie listew prowadzących palnik, – instalowanie palnika na wózku z napędem elektrycznym. jeżeli narzędzie tnące (palnik) umieszczone jest na wózku z własnym napędem, a więc jego ruch odbywa się w sposób automatyczny, a bazowanie, odmierzanie fazy, sterowanie wózkiem i narzędziem w sposób ręczny, to mamy do czynienia z ukosowaniem półautomatycznym. urządzenia, które służą do fazowania w ten sposób, noszą nazwę przecinarek półautomatycznych lub sekatorów (rys. 1). jakość powierzchni uzyskana tym sposobem jest znacznie lepsza niż po ukosowaniu ręcznym. realizacja procesu ukosowania półautomatycznego jest wciąż bardzo pracochłonna, a jego efekt z punktu widzenia jakości często nie jest zadowalający. szczególne problemy mają operatorzy przy wykonywaniu faz na łukach, zwłaszcza w miejscach przejścia z fazy prostoliniowej na odcinek łuku. parametry geometryczne fazy są tam na ogół zaburzone, nierzadko pojawiają się wżery. to powoduje, że detal fazowany tą metodą musi być w kolejnej operacji doczyszczany i wyrównywany. wydłuża to czas procesu ukosowania. na obniżenie jego efektywności wpływa również to, że operator podczas fazowania jednego detalu musi go na ogół przekładać, zmieniając sposób mocowania, aby uzyskać dobry dostęp do kolejnych krawędzi. dodatkowo w stanowiskach ukosowania półautomatycznego panują bardzo trudne warunki pracy, podobnie jak przy ukosowaniu ręcznym. przy życi pec alizowanyc a tomat w przy produkcji detali w ilości od średnioseryjnej, opłaca się stosować specjalizowane automaty wyposażone w urządzenia do cięcia (palniki gazowe, plazmowe lub do cięcia laserem). są to urządzenia typu cnc, często z możliwością automatycznego programowania kształtów wycinanych konturów i odcinków fazowanych na podstawie projektów cad/cam. producenci urządzeń do cięcia oferują całe spektrum różnych narzędzi, urządzeń i specjalistycznych stanowisk do fazowania. jednymi z pierwszych były głowice trójpalnikowe do ukosowania, które pojawiły się ok. 40 lat temu. początkowo kąt nachylenia palnika (a więc i kąt fazy) był ustawiany ręcznie, na stałe dla danego zadania. później wprowadzono sterowane napędy elektryczne, które umożliwiły zmianę kąta w trakcie fazowania. głowice te są w dalszym ciągu rozwijane. służą one do jednoczesnego wycinania i ukosowania elementów, lub tylko do ukosowania i mogą być instalowane na wypalarkach lub indywidualnie na osobnych portalach. w pierwszym przypadku ich sterowanie jest integrowane ze sterowaniem wypalarek. w ostatnim czasie pojawiły się na rynku głowice do ukosowania 3d wyposażone w palniki plazmowe. sterowane są automatycznie za pomocą sterownika cnc. głowice mają 2 lub 3 stopnie swobody, a mocowane na portalach o kolejnych 2 lub 3 stopniach, umożliwiają wówczas precyzyjne fazowanie blach, rur i profili podczas jednej operacji cięcia. przykładową głowicę 3d przedstawiono na rysunku 2. ry 1 stanowisko ukosowania półautomatycznego z użyciem listwy prowadzącej palnik (sekatora) ig 1 workstation of semi-automatic bevelling with use of straight line cutting machine ry 2 urządzenie cnc proarc master do cięcia i ukosowania blach na targach schweissen&schneiden 2013 (united proarc corporation) (a), głowica do ukosowania 3d firmy asia machine group (b) ig 2 cnc proarc master machine for cutting and bevelling of metal sheets, presented by united proarc corporation on schweissen&schneiden 2013 fairs (a), the head for 3d bevelling from asia machine group (b) a) b) 46 przegląd spawalnictwa 1/2014 przy życi ro ot w przemy łowyc (aplikac a piap w ta r) 5 6 przy produkcji jednostkowej i małoseryjnej detali z blach grubych stosuje się zwykle zrobotyzowane stanowiska ukosowania. robotyzacja procesów spawalniczych dotyczy dzisiaj ponad 25% wszystkich robotów zainstalowanych w przemyśle [7]. większość z nich wykorzystywano do spawania łukowego i zgrzewania punktowego. do coraz częściej robotyzowanych technologii należą też procesy cięcia metalu, szczególnie wycinanie detali o małych gabarytach, docinanie otworów i fazowanie (ukosowanie) krawędzi elementów przeznaczonych do spawania. robotyzacja tej ostatniej operacji jest tematem wspólnych prac badawczych i wdrożeniowych prowadzonych przez piap i tagor s.a. od kilkunastu lat. generalnie, celem tych prac było zautomatyzowanie ukosowania detali wykonanych z blach o dużych grubościach (od 20 mm) i średnich gabarytach, przy produkcji niskoseryjnej i dużym asortymencie detali. do tej pory udało się zrealizować cztery stanowiska zrobotyzowane: stanowi ko z ro otem rp-6 na torze ezdnym pierwsze zrobotyzowane stanowisko ukosowania blach w tagor s.a. zrealizowano ponad dwadzieścia lat temu (rys. 3). zastosowano w nim opracowany w piap robot urp-6 na torze jezdnym (1). detale do cięcia układane były na dwóch stołach (4) i (5), ustawionych wzdłuż toru, co umożliwiało obróbkę elementów długich i smukłych. w stanowisku wykorzystano cięcie tlenowe. ciężkie detale dostarczane były na stoły za pomocą żurawików (10) z magazynów wejściowych (8) i po ukosowaniu przenoszone do pól odkładczych (9). w ramach realizacji wdrożenia opracowano i zastosowano m.in. automatyczną zapalarkę (7) i software’ową aplikację, która po awaryjnym przerwaniu wykonywania fazy pozwala na powrót do miejsca przerwania i kontynuowanie operacji fazowania z tego punktu. stanowisko sterowane było nadrzędnym sterownikiem plc (3), wyposażonym w pulpit operatora. szafa sterownicza robota (2) umieszczona była poza ogrodzeniem. stanowisko to eksploatowane było ponad 12 lat. zdemontowane zostało w 2009 r. ze względu na zużycie się części mechanicznych i wystąpienie dużej awaryjności po latach pracy. stanowi ko z ro otem r16 i ci ciem tlenowym w 2007 r. tagor zakupił w piap kolejne zrobotyzowane stanowisko ukosowania z cięciem tlenowym. tym razem zastosowano robot stacjonarny kr16 firmy kuka (a1). obrotowe stoły pozycjonujące (a4), (a5), rozmieszczone po obu stronach robota, mają ruszty robocze o wymiarach 900x900 mm. stanowisko jest więc wykorzystywane głównie do ukosowania elementów małych, a także do dopalania dodatkowych wcięć i otworów w detalach i podzespołach. strefa pracy robota jest podzielona na dwie części: lewą i prawą. kurtyny świetlne (a6)-(a7) oraz (a8)(a9) bronią dostępu do tych stref. robot wyposażony jest w czujniki kontroli położenia pierwszej osi, w celu stwierdzenia, którą strefę aktualnie obsługuje. strefa obsługiwana przez robota jest zamknięta dla operatora stanowiska. do strefy otwartej można wejść i za pomocą żurawika (a12) rozładować/załadować znajdujący się w niej stół. stanowisko wyposażone jest także w automatyczną zapalarkę (a13), pulpit sterowniczy (a3) i sygnalizatory świetlne (a10), (a11). szafa sterownicza robota (a2) umieszczona jest w chronionym obszarze. na początku 2009 r., na miejsce wycofanego z eksploatacji stanowiska z robotem przejezdnym, tagor zamówił w piap kolejne zrobotyzowane stanowisko ukosowania blach z cięciem tlenowym. zastosowano w nim robota kr16f firmy kuka. stanowisko od strony obsługi jest bliźniacze ze stanowiskiem z robotem kr16. zastosowany model robota został wyposażony w nadgarstek przeznaczony do pracy w podwyższonej temperaturze (charakteryzuje go specjalne wykonanie uszczelnień i chłodzenie przez nadmuch sprężonym powietrzem). na stanowisku tym zastosowano stacjonarne stoły pozycjonujące bez możliwości obrotu, ale o większej powierzchni roboczej: 1500 × 1000 mm (rys. 4). pozwala to ukosować elementy o większych gabarytach niż poprzednio. ry 3 schemat stanowiska z robotem urp-6 na torze jezdnym ig 3 layout of the cell with urp-6 robot on the track ry 4 schemat stanowiska ze stacjonarnym robotem kr16 ig 4 layout of the cell with kr16 stationary robot 47przegląd spawalnictwa 1/2014 stanowi ko z ro otem r60l30 a i ci ciem plazmowym 8 szczególnie efektywne jest zrobotyzowane ukosowanie przy wykorzystaniu technologii cięcia plazmowego, która pozwala uzyskać większą prędkość i mniejszą szczelinę cięcia. dodatkowo w tym procesie węższa jest strefa wydzielania ciepła (swc) oraz mniejsze deformacje materiału niż przy zastosowaniu cięcia tlenowego. podczas cięcia plazmowego występuje jednak dużo wyższy poziom hałasu, a także niebezpieczne dla człowieka promieniowanie świetlne. dlatego stanowiska wykorzystujące tę technologię muszą być wyposażone w odpowiednie zabezpieczenia i instalacje ochronne. w 2008 r. piap rozpoczął w tagor s.a. instalację stanowiska do ukosowania dużych detali w technologii cięcia plazmowego, którego schemat przedstawiono na rysunku 5. centralnym urządzeniem stanowiska jest robot przemysłowy kr60l30ha (a1) firmy kuka. robot został posadowiony na postumencie pomiędzy dwoma stołami roboczymi (a5) i (a6), o wymiarach powierzchni roboczych 1600 × 3200 mm, na których może być wykonywane cięcie. w związku z tym obszar pracy robota został podzielony na dwa sektory pracy – sektor lewy (l) i prawy (r). oba stoły są wentylowane od dołu. rury systemu wentylacji w obszarze stanowiska są poprowadzone kanałami w posadzce, podobnie jak kable zasilające i sterujące, łączące elementy stanowiska. wzdłuż stanowiska zamontowane jest torowisko, po którym porusza się kabina ochronna (czopuch a7). ściany boczne kabiny są wykonane z pełnego materiału, zapewniającego wygłuszenie hałasu, który powstaje podczas cięcia plazmowego. w obu ścianach bocznych zainstalowano okna zasłonięte lamelami spawalniczymi, wykonanymi z materiału pochłaniającego promieniowanie świetlne pochodzące od łuku plazmowego. obie frontowe ściany kabiny są zamykane drzwiami wypełnionymi lamelami spawalniczymi. długość lamel jest tak dobrana, że umożliwia swobodne zamykanie i otwieranie drzwi kabiny ponad stołami. po zamknięciu drzwi są one blokowane ryglem. specjalny czujnik zamontowany obok rygla informuje układ sterowania, czy drzwi są dobrze zamknięte. robot nie zacznie pracy automatycznej, jeżeli drzwi z obu stron czopucha nie są zamknięte. podobnie, jeżeli podczas pracy automatycznej drzwi zostaną otwarte, robot przerwie pracę i wyłączy zestaw plazmowy. kabina ochronna osłania zawsze robot i jeden ze stołów roboczych, podczas gdy drugi stół jest odsłonięty i można na nim przygotowywać detal do obróbki, używając do tego żurawików (a8) lub (a9). pracę stanowiska nadzoruje układ sterowania zainstalowany w oddzielnej szafie (a3), ustawionej obok szafy zestawu finefocus800 (a10) i szafy robota (a2). w skład układu sterowania wchodzą m.in.: – sterownik plc zarządzający pracą stanowiska, – sterownik bezpieczeństwa nadzorujący elementy bezpieczeństwa całego stanowiska, – dwa sterowniki napędów przesuwu kabiny. obok szaf sterowniczych znajduje się agregat wentylacyjny (a11). ma on własne sterowanie i jest osobno włączany. agregat oczyszcza powietrze zasysane: – od dołu spod rusztów stołów roboczych, – od góry przez otwór w dachu kabiny. odciągi w stołach są podzielone na cztery sekcje – po dwie w każdym stole. sekcje są włączane przez przepustnice sterowane sygnałami z robota. stoły są wentylowane tylko w czasie cięcia plazmą. w danym momencie otwarta jest tylko ta sekcja, nad którą robot wykonuje cięcie. dużo uwagi podczas projektowania stanowiska poświęcono sprawom bezpieczeństwa. sterownikiem bezpieczeństwa nadzorującym pracę wszystkich elementów bezpieczeństwa zainstalowanych na stanowisku jest programowalny sterownik pilz typu m1p. ochronę człowieka przed jadącą po szynach kabiną stanowią cztery zderzaki zamontowane na każdym rogu kabiny, które zatrzymują jej ruch po uderzeniu w przeszkodę. przestrzeń między stołami a ścianą kabiny wyłożona jest matami naciskowymi, które wykrywają wejście w ten obszar człowieka w czasie pracy robota. drzwi do kabiny zabezpieczone są przed otwarciem za pomocą rygli i czujników. przewidziano także ochronę przed wzajemną kolizją kabiny i żurawików, przez zainstalowanie odpowiednich czujników na słupach żurawików, informujących o kierunku wychylenia ich ramion. ry 5 schemat stanowiska z robotem kr60l30ha i cięciem plazmowym ig 5 layout of the cell with kr60l30ha robot and plasma cutting narzędziem tnącym jest palnik plazmowy zasilany i sterowany przez szafę zestawu kjellberg finefocus800 [2]. umożliwia on cięcie materiałów do grubości 80 mm. prędkość cięcia zależna jest od rodzaju materiału i jego grubości. przykładowo, według danych producenta, dla stali niskostopowej o grubości 6 mm można uzyskać prędkość cięcia 7500 mm/min, dla grubości 40 mm odpowiednio 1100 mm/min, a dla grubości 80 mm – 100 mm/min. 48 przegląd spawalnictwa 1/2014 ektywno ekonomiczna zro otyzowanego ko owania lac analiza por wnawcza tanowi k obecnie w tagor fazowanie krawędzi elementów jest wykonywane na stanowiskach zrobotyzowanych oraz półautomatycznych. do analizy porównawczej przyjęto trzy stanowiska: 1. robot kuka kr60l30ha i palnik plazmowy; 2. robot kuka kr16 i palnik gazowy; 3. przecinarka półautomatyczna (sekator) quicky e. ze względu na różną konfigurację każdego z tych stanowisk, jako parametry do porównania przyjęto prędkość cięcia vc (mm/min), która jest głównym parametrem decydującym o wydajności i czas wykonania (tw) 1 mb fazy. w tablicach ii÷iv zestawiono te parametry. cechy fazowanego detalu stanowisko 1 2 3 długość, m 0,5÷4 max 1,5 max 10 maksymalna szerokość, m 3 1,5 2,5 maksymalna masa, t 3 1,5 3 zakres kątów ukosowania 0÷45o 0÷60o 0÷60o wielkość fazy, mm 0÷40 0÷100 0÷100 możliwy kształt złożony złożony prostoliniowy fazy po obu stronach detalu tak tak tak rodzaj produkcji seryjna seryjna jednostkowa l.p. wielkość fazy mm vc mm/min tw min/m 1 5x45° 2100 0.48 2 10x45° 1680 0,60 3 15x45° 1080 0.93 4 20x45° 720 1,39 5 25x45° 600 1,67 prędkość cięcia na podstawie pomiarów własnych podczas normalnej eksploatacji produkcyjnej l.p. wielkość fazy mm vc mm/min tw min/m 1 5x45° 640 1,56 2 10x45° 520 1,92 3 15x45° 450 2,22 4 20x45° 380 2,63 5 25x45° 360 2,78 palniki acetylenowe messer griesheim, prędkość cięcia na podstawie katalogu firmy m-g. rzeczywiste prędkości na robocie i na sekatorze są mniejsze, dobierane każdorazowo przez operatora. l p wielkość fazy, mm normatywny czas, h stanowisko 1 stanowisko 2 stanowisko 3 1 5x45° 0,10 0,135 0,24 2 10x45° 0,135 0,15 0,26 3 15x45° 0,16 0,16 0,28 4 20x45° 0,18 0,17 0,30 5 25x45° 0,20 0,18 0,32 ta lica ii stanowisko 1 ta le ii station 1 ta lica iii stanowiska 2 i 3 ta le iii station 2 and 3 na podstawie tych tablic można stwierdzić, że prędkość cięcia dla plazmy jest znacznie wyższa od prędkości cięcia palnikiem acetylenowym, co jest oczywiste, przy czym daje się zauważyć następującą zależność: im wymiar fazy mniejszy, tym większa różnica pomiędzy obu prędkościami. w przypadku czasu wykonania (tw) zależność jest odwrotna, dla plazmy znacznie niższy, co wynika z wzajemnej zależności tych parametrów. w celu zobrazowania korzyści wynikających z robotyzacji stanowisk do ukosowania oraz stosowania plazmy, w tablicy iv podano przykładowe normatywy czasu fazowania dla wybranych faz. normatyw czasu uwzględnia specyfikę każdego stanowiska, wyposażenie w środki transportowe, obsługę i wszystkie inne aspekty mające wpływ na czas wykonania operacji fazowania. na podstawie przedstawionych danych widać, że dla faz o małych wymiarach najkorzystniejsza jest plazma, dla faz średnich różnica między plazmą a palnikiem acetylenowym maleje, a przy większych fazach tendencja się odwraca. w każdym przypadku stanowiska zrobotyzowane są wydajniejsze niż stanowisko 3 (z fazowaniem półautomatycznym). alecenia do or typ tanowi ka do azowania detali (na pod tawie tanowi k w ta r s a ) podczas planowania produkcji i obciążenia poszczególnych stanowisk czynione są starania, aby maksymalnie wykorzystać park maszynowy, zapewniając oczekiwaną wydajność, przy najmniejszych kosztach. w celu wybrania stanowiska, na którym będzie wykonywane fazowanie krawędzi, oprócz parametrów prędkościowych bierze się pod uwagę i inne cechy fazowanego detalu. zebrane są one w tablicy v. ta lica iv czas wykonywania fazy ta le iv beveling time ta lica v cechy fazowanego elementu ta le v characteristic parameters of beveled detail 49przegląd spawalnictwa 1/2014 pod mowanie pomimo niewątpliwych zalet zrobotyzowanego ukosowania blach, technologia ta wciąż nie jest w polsce rozpowszechniona. głównym powodem tego stanu wydają się być koszty wdrożenia instalacji zrobotyzowanej. składają się na nie wydatki na przygotowanie hali (adaptacja budowlana, przyłącza mediów, wentylacja, transport międzyoperacyjny) oraz na zakup urządzeń, ich zestawienie, oprogramowanie. cena urządzeń zależy głównie od typu stanowiska i wybranej technologii cięcia. koszt robota klasy kuka kr16 wynosi dzisiaj ok. 30 tys. euro, czyli ok. 120 tys. zł proste stoły robocze to wydatek rzędu kilku tys. zł. za sztukę. sama instalacja cięcia tlenowego (przewody, zawory sterowane, palnik gazowy, akcesoria) to kolejne kilka tysięcy. stosunkowo drogie jest spełnienie wymagań bezpieczeństwa pracy, obowiązujących od czasu wejścia polski do unii europejskiej. dla stanowiska z robotem kr16 i cięciem tlenowym trzeba się liczyć z kosztami rzędu kilkunastu, a nawet ponad dwudziestu tysięcy zł (ogrodzenie, kurtyny, sygnalizacja). w sumie same urządzenia do takiego stanowiska mogą kosztować prawie 200 tys. zł. w przypadku wykorzystania technologii cięcia plazmowego koszty są znacznie wyższe. w zamian uzyskuje się konkretne korzyści w zakresie jakości, wydajności i warunków pracy. każdorazowo, przymierzając się do inwestycji w robotyzację ukosowania, firma musi dobrze rozważyć wymiar niezbędnych do poniesienia wydatków i wartość spodziewanych korzyści. trudno jest podać generalną regułę przygotowania takich szacunków. na pewno im większe spodziewane obłożenie stanowiska zrobotyzowanego, tym okres zwrotu poniesionych nakładów będzie krótszy. w pozostałych czynnikach, decydujących o opłacalności inwestycji, każdy przypadek jest specyficzny i musi być analizowany osobno, uwzględniając wszelkie aspekty techniczne, a także typ zakładu, charakter produkcji, poziom posiadanej kadry itp. literat ra [1] poltowicz k.: technologie cięcia termicznego i hydroabrazywnego, projektowanie i konstrukcje inżynierskie, 10/2010. [2] urządzenie do cięcia plazmą finefocus800, instrukcja obsługi, kjellberg finsterwalde http://www.kjellberg.de. [3] hypertherm, urządzenia do cięcia plazmowego http://www.hypertherm.com. [4] messer – urządzenia do cięcia gazowego, http://www.messer-cw.de [5] pilat z.: robotyzacja cięcia i ukosowania blach – 15 lat doświadczeń. przegląd spawalnictwa 6/2010. [6] pilat z.: different solution of robotic cells for metal sheets beveling. applied mechanics and materials vol. 282 (2013) s. 66÷73, © (2013) trans tech publications, switzerland. [7] world robotics 2011 industrial robots, international federation for robotics (ifr), vdma, frankfurt germany, 2010. [8] hylla r. pilat z.: zrobotyzowane stanowisko ukosowania blach metodą cięcia plazmowego. pomiary, automatyka, robotyka nr 10/2010, s. 22÷27. imię i nazwisko kontakt do osoby zamawiającej: adres nip amawiam k iążk plany spawania teoria i praktyka w redakc i przegląd spawalnictwa w licz ie egz cena 1 egzemplarza książki jacka słani: plany pawania teoria i praktyka wynosi: 80 zł (w tym 5% vat) r r r r r r a c a przegląd spawalnictwa a si p ul. świętokrzyska 14a, 00-050 warszawa tel.: 22 827 25 42, faks: 22 336 14 79 e-mail: pspaw@ps.pl płaty należy dokona na rac nek ankowy bank bph s.a. oddział w warszawie 45 1060 0076 0000 3200 0043 1836 podpis firma n n n oświadczam, że jestem podatnikiem vat i upoważniam firmę do wystawienia faktury bez podpisu 200901_pspaw 3przegląd spawalnictwa 1/2009 konstrukcje offshore terminem offshore określa się instalacje poszukiwawcze, wydobywcze, przetwórcze i transportujące pracujące na pełnym morzu. konstrukcje te służą do eksploatacji złóż minerałów znajdujących się pod dnem morza. pojęcie to obejmuje również jednostki niezbędne do obsługi konstrukcji pracujących na pełnym morzu. pomysł poszukiwania ropy naftowej na morzu powstał po zakończeniu ii wojny światowej. w 1947 r. zainstalowano pierwszą stalową platformę wiertniczą na głębokości 6 m na polu louisiana state tease w zatoce meksykańskiej. została ona zbudowana z pokładem o powierzchni wynoszącej 11,6 x 21,6 m (251 m2) przez firmę kerr-mc gee corp. platformę oparto na 16 stalowych palach o średnicy 610 mm i długości 42,7 m. pale wchodziły średnio 31,7 m w dno morskie zbudowane z piasków. wieża wiertnicza ustawiona na platformie umożliwiała wiercenie na głębokości 3000 m. platforma była czynna do 1983 r. [1]. pierwsze platformy były budowane już w 1933 r., przy czym pierwszą niezależną platformę ustawiono na głębokości wody 4,3 m w 1937 r.; dotyczy to jednak wód śródlądowych, osłoniętych, gdzie falowanie nie było podstawowym obciążeniem platformy [1]. w 1954 r. a.j. „doc” laborde zaprojektował i zbudował własną konstrukcję pełnomorską nazwaną mr charlie. długość jednostki wynosiła w przybliżeniu 67 m, szerokość 26 m, a wysokość 41 m. załoga tej platformy składała się z 58 osób. była to pierwsza platforma półzanurzona przeznaczona na płytkie wody (pierwszy odwiert na głębokości 12 m), która umożliwiała odpłynięcie w inne miejsce po dokonaniu odwiertu (rys. 1) [2]. ryszard pakos ernest romek konstrukcje stalowe pełnomorskie (offshore) – rodzaje, remonty offshore steel structures: types and repairs streszczenie w ostatnich latach obserwuje się ciągły wzrost zapotrzebowania na surowce energetyczne, a zwłaszcza na ropę naftową. rozwijająca się cywilizacja i przemysł potrzebują coraz większej ilości tego surowca. aby temu sprostać, człowiek poszukuje nowych miejsc jego wydobywania. obecnie w związku z wyczerpywaniem się złóż ropy naftowej na lądzie, ogromnym zainteresowaniem cieszy się wydobywanie minerałów spod dna morskiego. realizuje się je, wykorzystując konstrukcje pełnomorskie (offshore), które niejednokrotnie pracują w ekstremalnych warunkach (rejony arktyczne), aby zaspokoić zapotrzebowanie na ropę naftową. abstract the demand for sources of energy, especially for crude oil, keeps increasing in recent times. development of civilisation and industry means that more and more crude oil will be required in the future. in order to meet this demand people are looking for new resources. given that land oil accumulations become more and more depleted offshore production, i.e. oil mining from drilling platforms, is given closer attention. this technology employs offshore structures which must be often operated under extreme conditions (arctic regions) so as to meet the escalating necessities. dr inż. ryszard pakos, mgr inż. ernest romek – zachodniopomorski uniwersytet technologiczny w szczecinie. rys. 1. pierwsza na świecie platforma półzanurzona mr charlie [6] fig. 1. mr charlie platform: the first ever semi-submersible platform [6] rodzaje konstrukcji offshore zasadniczo konstrukcje pełnomorskie można podzielić na trzy grupy: platformy, statki wiertnicze oraz pływające punkty produkcji, przechowywania i załadunku (fpso). platformy są to konstrukcje stalowe lub żelbetonowe wyposażone w urządzenia do poszukiwania, wydobywania, przetwarzania i magazynowania minerałów spod dna morza. mają wydzieloną część mieszkalną dla załogi, niekiedy ze względów bezpieczeństwa jest to osobna platforma [1, 4]. platforma jest również wyposażona w instalację umożliwiającą jej prace przez 24 h na dobę, są to m.in.: generatory prądu oraz stacje produkujące słodką wodę. ze względu na konstrukcje platformy można podzielić na: platformy stalowe wieżowe. charakteryzują się wieżą w postaci kratownicy przestrzennej posadowionej na palach, na której ustawiony jest pokład, a na nim zlokalizowany jest 4 przegląd spawalnictwa 1/2009 zespół urządzeń wiertniczych, wydobywczych i przetwórczych w zależności od przeznaczenia danej platformy [1]. platformy wieżowe mają wieże wykonane z rur stalowych o różnych średnicach, łączonych ze sobą metodą spawania. wytworzenie węzłów i połączenie schodzących się w danym węźle rur jest głównym problemem projektowania i wykonawstwa platform stalowych wieżowych. z tego względu dąży się do tego, aby przyjęte rozwiązania dawały jak najmniejszą liczbę prętów łączonych w jednym węźle [1]. w celu uzyskania większej pewności i wytrzymałości węzłów wykonuje się je w postaci odlewów lub prefabrykatów pozwalających wg wstępnych ocen na uzyskanie 4-krotnego wzrostu wytrzymałości zmęczeniowej. w niektórych badaniach uzyskano wzrost 18-krotny w stosunku do wytrzymałości zmęczeniowej węzłów spawanych [1]. największą na świecie wieżę zbudowano w teksasie w 1988 r. i przetransportowano ją (rys. 2) na miejsce posadowienia dla platformy bullwinkle. wysokość tej platformy wynosi 529 m, a masa samej wieży 77 tys. ton. budowa platformy kosztowała 500 milionów dolarów. platforma ta wydobywa 200 tys. baryłek ropy naftowej i 306 mln m3 gazu dziennie. platformy grawitacyjne stałe. platformy te są przeznaczone do długotrwałej eksploatacji złoża. są posadowione na dnie morskim, z reguły na betonowej podbudowie, z której ponad powierzchnię wody wystają podparcia o konstrukcji betonowo-stalowej. na nich ustawiona jest właściwa platforma. konstrukcje takie są eksploatowane na akwenach, których głębokość nie przekracza zazwyczaj 300 m [4]. przykładem takiej platformy jest platforma troll a, posadowiona na morzu północnym do eksploatacji złóż gazu (rys. 3). platformy dla rejonów arktycznych. rozwiązania konstrukcyjne tych platform różnią się znacznie od platform konwencjonalnych i zapewniają przede wszystkim przyjęcie obciążeń wywieranych przez lód arktyczny (rys. 4, 5, 6). oddziaływanie lodu arktycznego jest zdeterminowane dwoma podstawowymi czynnikami: rodzajem lodu, a więc czy jest to lód dryfujący, czy lód związany z lądem, oraz wiekiem lodu, a więc czy jest to lód jednoroczny, czy też wieloletni [1]. konstrukcja platformy musi być tak zaprojektowana, aby energia kinetyczna uderzenia pola lodowego została wytłumiona kruszeniem, łamaniem i przemieszczaniem lodu przez podatność podłoża, na którym ustawiono platformę [1]. niezwykle groźnym czynnikiem dla platform w warunkach arktycznych jest erozja denna spowodowana głównie przesuwającymi się po dnie grzbietami lodowymi. rys. 4. rozwiązania platform dla obszarów arktycznych: a – platformy umożliwiające redukcję obciążeń od lodu (minimalna powierzchnia w poziomie pochodu lodów), b – platforma stożkowa (podnoszenie lodu powodujące łamanie w wyniku zginania), c – platforma przenosząca ścinanie (przechwytywanie uderzenia lodu poniżej linii wodnej); 1 – lód, 2 – góra lodowa [1] fig. 4. platform solutions adapted to arctic environments: a – platforms which ensure ice load reduction (the minimum area at the ice drifting level), b – conical platform (ice rising brings about cracking as a consequence of the bending stress), c – shearing stress transferring platform (intercepts ice impact under the water line); 1 – ice, 2 – iceberg [1] rys. 2. transport na barce największej na świecie wieży wykonanej w całości dla platformy bullwinkle [2] fig. 2. the biggest offshore tower in the world on a lighter en route to its ultimate destination – bullwinkle platform [2] rys. 3. platforma troll a [5] fig. 3. troll a platform [5] tablica i. parametry techniczno-eksploatacyjne platformy troll a [4] table i. technical and operating parameters of troll a platform [4] operator statoil rozpoczęcie eksploatacji 1996 r. przewidywany czas eksploatacji 70 lat wysokość całkowita 472 m głębokość w miejscu pracy 303 m wymiary główne platformy 170x51 m masa konstrukcji 656 tys. t, w tym ok. 100 tys. t konstrukcja stalowa 5przegląd spawalnictwa 1/2009 rys. 5. platforma hibernia. stoi niedaleko od brzegów nowej funlandii i jest najcięższą platformą na świecie. jej całkowita masa wynosi 1,2 mln ton, na co składają się: 37 tys. ton części nadwodnej (topside) umieszczonej na podstawie o masie 600 tys. ton, i stały balast o masie 450 tys. ton, który był dodany, aby zabezpieczyć platformę przed przesunięciem. wewnątrz podstawy znajdują się zbiorniki zdolne przechować 1,3 mln baryłek ropy naftowej. konstrukcja jest tak zaprojektowana, aby nie dopuścić do uszkodzenia platformy przez góry lodowe [15] fig. 5. hibernia platform at the newfoundland shores. the heaviest platform in the world weighs 1.2 mln tons, including: 37 thousand tons of topside components which are set on a base structure weighing 600 thousand tons plus a fixed ballast which was added in order to prevent platform shifting. reservoirs which may accept 1.3 million crude oil barrels are installed inside the base structure. the design ensures protection from platform damages due to the impact of icebergs [15] platformy wieżowe z odciągami. platforma z odciągami składa się z pionowej wieży zbudowanej w postaci kratownicy przestrzennej, ustawionej na odpowiedniej podstawie, utrzymywanej w pionie za pomocą od 16 do 24 odciągów zamocowanych do kotwic zainstalowanych na dnie morza (rys. 7). niektóre rozwiązania platform z odciągami zawierają obciążniki na odciągach blisko kotwic. ze względu na to, że siły poziome przenoszone są przez odciągi, w konstrukcjach wymagana jest znacznie mniejsza ilość stali niż w stalowych platformach wieżowych [1]. platforma wieżowa z odciągami może być stosowana do głębokości wody 600 m i większej. najmniejsza głębokość, na jakiej można stosować te platformy, wynosi ok. 200 m. pierwszą platformę z odciągami o nazwie „lena” ustawiono w 1983 r. na głębokości 305 m w zatoce meksykańskiej. wieżę platformy wykonano w jednym odcinku o długości 321 m i ciężarze 270 mn [1]. platformy pionowo kotwiczone (ang. tlp – tension leg platforms). platformy te składają się z pływającego kadłuba o kształcie i rozwiązaniu zbliżonym do platformy półzanurzonej (rys. 8). kadłub jest zakotwiczony w taki sposób, aby liny lub cięgna kotwiczne biegły pionowo lub prawie pionowo, a nie ukośnie, tak jak w konwencjonalnym układzie kotwicznym platform półzanurzanych. alternatywne koncepcje lin kotwiących zakładają stosowanie kabli lub rur, tj. wykorzystanie do kotwiczenia specjalnie dostosowanych kolumn prowadnikowych. liny lub cięgna kotwiczne są zawsze pod działaniem znacznych sił rozciągających, wynikających z dodatkowej wyporności w dolnej części pokładu. gdy platforma jest przemieszczana z założonego położenia pod wpływem działania wiatru, falowania i prądów, wypadkowa składowa pozioma rozciągania liny kotwicznej wykazuje tendencje do przyciągnięcia platformy do jej pierwotnego położenia [1]. spodziewane ruchy tego typu konstrukcji są bardzo duże w porównaniu z platformami stałymi i z tego względu możliwe do stosowania tylko w głębszych wodach, gdzie ruch ten nie wywoła dodatkowych obciążeń na kolumny odwiertów eksploatacyjnych [1]. platformy półzanurzone (ang. semi-submersible platforms). platformy półzanurzone (rys. 9) swą pływalność i stateczność zawdzięczają „dolnemu kadłubowi”, który jest połączony kolumnami z platformą właściwą [4]. mogą być one przemieszczane z miejsca na miejsce. generalnie platformy te podczas pracy są zakotwiczane. mogą być również utrzymywane w odpowiedniej pozycji przez system dynamicznego pozycjonowania. głębokość wody, na której mogą pracować, wynosi od 180 m do 1800 m [3]. platformy typu spar. platformy są zakotwiczone do dna morskiego tak jak platformy tlp, ale mają bardziej konwencjonalne liny kotwiące (rys. 10). około 90% konstrukcji tych platform znajduje się pod powierzchnią wody [3, 8]. zostały rys. 6. podstawa platformy hibernia wykonana z wysoko wytrzymałego betonu wzmocnionego stalowym zbrojeniem, wstępnie obciążonym [7] fig. 6. hibernia-type platform base made of steel reinforced prestressed concrete featuring high resistance [7] rys. 7. schemat platformy z odciągami i z wieżą posadowioną na palach; 1 – łańcuch napinający, 2 – łańcuch, 3 – pokład, 4 – przytrzymywacz łańcucha, 5 – wieża, 6 – pale obwodowe, 7 – pale nieiniektowane, 8 – odciąg, 9 – układ obciążników, 10 – odciąg wleczony, 11 – konstrukcja kotwiąca, 12 – pale kotwiące [1] fig. 7. diagram of platform with backstays and tower founded on piles; 1 – tension chain, 2 – chain, 3 – deck, 4 –chain stay, 5 – tower, 6 – ring piles, 7 – non-pifs, 8 – backstay, 9 – system of sinker bars, 10 – towed backstay, 11 – anchor structure, 12 – anchor piles [1] 6 przegląd spawalnictwa 1/2009 rys. 8. platforma pionowo kotwiczona ursa unosi się na głębokości wody ponad 1100 m w zatoce meksykańskiej. jest to jedna z największych platform typu tlp na świecie. produkuje 150 tys. baryłek ropy naftowej i ponad 11 mln m3 gazu dziennie. może na niej mieszkać jednocześnie 110 osób [7] fig. 8. ursa-type platform with vertical anchoring system. it floats on more than 1,100 m deep waters of the gulf of mexico. one of the biggest tlp-type platforms in the world. its output amounts to 150 thousand crude oil barrels and more than 11 million m3 gas a day. it may house 110 persons at the same time [7] rys. 9. platforma półzanurzona marine 700 [7] fig. 9. semi-submersible marine 700 platform [7] zaprojektowane w trzech konfiguracjach: konwencjonalnej, kratownicowej i komórkowej. ich budowa może być tańsza od platform tlp, mają też większą stabilność niż tlp ze względu na nisko umieszczoną przeciwwagę, dlatego utrzymanie platformy w pionie w niewielkim stopniu zależy od zakotwiczenia [3]. platformy samopodnośne (ang. jack-up platforms). mogą one podnieść się ponad poziom morza za pomocą opuszczanych „nóg”. konstrukcja platformy zapewnia jej pływalność, dzięki temu, po podniesieniu „nóg”, można ją łatwo przestawić w inne miejsce. wysoka mobilność i stabilność platform samopodnośnych sprawia, że są one bardzo często stosowane do wiercenia studni nad platformami stałymi (rys. 11). mają wieżę wiertniczą umieszczoną na wysuwanym hydraulicznie ramieniu. platforma samopodnośna ustawiana jest obok platformy stałej i opuszcza nogi na dno akwenu. następnie wysuwa ramię z wieżą wiertniczą nad platformę stałą. statki wiertnicze statek wiertniczy jest to przystosowany statek morski, wyposażony w sprzęt, który umożliwia wiercenie w morskim dnie (rys. 12). statki te mogą być utrzymywane w odpowiedniej pozycji za pomocą systemu kotwic lub przez system dynamicznego pozycjonowania [8]. statki te są zaprojektowane tak, aby umożliwić wiercenia na głębokich wodach. typowy statek wiertniczy ma (oprócz oprzyrządowania wiertniczego) takie samo wyposażenie, jakie normalnie można znaleźć na morskim statku. platforma i wieża wiertnicza są umiejscowione na środku pokładu. pod wieżą wiertniczą znajduje się otwór przechodzący przez rys. 10. widok części nadwodnych i podwodnych platform tlp i spar wraz z instalacją [7] fig. 10. view of topside and submarine components of tlp and spar platforms including their systems [7] rys. 11. platforma ensco 92 typu jack-up ustawiona nad stałą platformą wieżową w celu dokonania odwiertu pod stałą platformą (morze północne) [5] fig. 11. ensco 92 jack-up type platform installed above the fixed tower platform in order to perform bore-holes under the fixed platform (the north sea) [5] 7przegląd spawalnictwa 1/2009 cały kadłub, który umożliwia opuszczenie kolumny przewodu wiertniczego do wody [8]. statki wiertnicze są generalnie przeznaczone do wiercenia na głębokich wodach w odległych lokalizacjach, na obszarach o umiarkowanej pogodzie, za względu na ich mobilność i dużą zdolność załadowczą. ze względu na konwencjonalny kształt kadłuba statku jest on bardzo podatny na ruchy morza, bardziej niż platformy półzanurzone. z tego powodu statki wiertnicze znajdują większe zastosowanie (ale nie zawsze) na spokojniejszych wodach, podczas gdy platformy półzanurzone mogą pracować w najbardziej nieprzyjaznym otoczeniu [8]. pływający punkt produkcji, przechowywania i załadunku (ang. fpso – floating production, storage and offloading) fpso jest zbliżony do tankowca, który oprócz zbiorników do magazynowania ropy i gazu ma oprzyrządowanie do wstępnej obróbki minerałów wydobywanych spod dna morskiego (rys. 13). odbiera surową (nieprzerobioną) ropę naftową z głębinowych studni i magazynuje ją w zbiornikach do czasu, kiedy surowa ropa może być wypompowana do wahadłowego tankowca lub na barkę morską, które przetransportują ładunek na brzeg [14]. fpso są używane do rozwijania morskich pól naftowych na całej ziemi od późnych lat 70. xx w. przeważnie są używane na morzu północnym, w brazylii, południowo-wschodniej azji, na południowych morzach chin, na morzu śródziemnomorskim, w australii i przy zachodnich wybrzeżach afryki. w 2004 r. na świecie było ok. 70 fpso (eksploatowanych i budowanych razem) [14]. rys. 12. statek wiertniczy smedvig west navigator [5] fig. 12. smedvig west navigator drilling vessel [5] rys. 13. fpso sendje berge na polu ceiba [9] fig. 13. fpso sendje berge on ceiba field [9] naprawy i remonty konstrukcji offshore remonty konstrukcji pełnomorskich stwarzają wiele problemów: – konstrukcje stałe wymagają remontu na pełnym morzu; konstrukcje mobilne, takie jak: platformy półzanurzone i samopodnośne, mają ograniczone możliwości transportowe (specjalistyczny zespół holujący, stan morza), co powoduje duże rozbieżności między planowanym i rzeczywistym harmonogramem remontu; – wysoki koszt wyłączenia platformy z eksploatacji wpływa (korzystnie) na maksymalne skrócenie czasu remontu; koszt dzienny wyłączenia platformy samopodnośnej noble piet to 55 tys. dolarów, a koszt dzienny platformy półzanurzonej eirik raude to aż 250 tys. dolarów; – klimat w miejscu przeprowadzania remontu takim jak morze północne, poważnie ogranicza prace na wolnym powietrzu, co wymusza dużą pracochłonność przy przygotowaniu zabezpieczeń dla prac montażowo-spawalniczych; – procedury zapewnienia bezpieczeństwa wymagają każdorazowo zdobycia pozwoleń na prowadzenie prac spawalniczych [4]. oprócz typowego zużycia eksploatacyjnego, do którego w bardzo dużym stopniu zalicza się zużycie rurociągów, które zajmują większość powierzchni platformy i przez które bezustannie tłoczone są wydobywane minerały, konstrukcje te mogą wymagać naprawy po uszkodzeniach w wyniku działania falowania, czy też w wyniku uderzenia statku, pożaru lub awarii powstałych już podczas montażu [1]. analiza napraw wskazuje, że są one możliwe wówczas, gdy konstrukcja jest stateczna. w innym przypadku istnieje zbyt duże zagrożenie dla ludzi. istotnym problemem jest prowadzenie bieżących badań umożliwiających wykrycie uszkodzeń w takim czasie, aby naprawa w ogóle była możliwa [1]. generalnie prace remontowe za pomocą metod spawalniczych można podzielić na dwa rodzaje: wycinanie zużytych lub uszkodzonych elementów i wstawianie nowych oraz remont metodą napawania zużytych elementów. w związku z tym, że w przypadku konstrukcji offshore remont musi być przeprowadzony niezwykle szybko, a wyremontowane elementy muszą spełniać surowe wymogi norm, najczęstszym rodzajem remontu tych konstrukcji jest wycięcie elementu i wstawienie nowego, przygotowanego wcześniej. operacja ta nie różni się znacząco od pierwotnego wytwarzania tych konstrukcji. przepisy dotyczące konstrukcji offshore norsok jest inicjatywą norweskiego przemysłu offshore, którego celem jest optymalizacja kosztów i poprawa bezpieczeństwa w tym sektorze [4]. celem wprowadzenia norm serii norsok jest ustalenie standardów zapewniających właściwe bezpieczeństwo i efektywne wykorzystanie nakładów w przemyśle petrochemicznym [4]. norma norsok jest podzielona na 29 części, obejmujących m.in. takie dziedziny, jak: administracja, operacje wiertnicze i wydobywcze, elektrotechnika, konstrukcje, urządzenia podwodne, materiały, rurociągi, analiza ryzyka [4]. z tego samego powodu co seria norm norsok powstały wymagania opracowane przez towarzystwo det norske veritas (dnv). obejmują one wszystkie etapy powstawania konstrukcji, począwszy od projektowania, poprzez wytwarzanie, kończąc na odbiorze. 8 przegląd spawalnictwa 1/2009 wymagania dotyczące materiałów podstawowych i dodatkowych używanych do napraw konstrukcji stalowych typu offshore towarzystwo dnv dzieli materiały na konstrukcje pełnomorskie (wg os-b101) na trzy grupy wytrzymałościowe: ns (ang. normal strength) – stale zwykłej jakości; hs (ang. high strength) – stale o wysokiej wytrzymałości; ehs (ang. extra high strength) – stale o bardzo wysokiej wytrzymałości (tabl . ii). dodatkowo każda z tych grup może charakteryzować się zwykłą spawalnością lub podwyższoną oznaczaną następująco [10]: – nv xy dla stali o normalnej spawalności, – nv xwy dla stali o podwyższonej spawalności. tablica ii. gatunki stali wg dnv os-b101 [10] table ii. steel grades according to dnv os-b101 [10] g ru pa w yt rz ym ał oś cio wa próba udarności właściwości mechaniczne symbol x temp. badania ºc symbol y minimalna granica plastyczności1), n/mm2 zwykła spawalność podwyższona spawalność ns a b2) d e – bw dw ew – 0 -20 -40 pominięto 235 hs a d e f aw dw ew – 0 -20 -40 -60 27 32 36 40 265 315 355 390 ehs a d e f – dw ew – 0 -20 -40 -60 42 46 50 55 62 69 420 460 500 550 620 690 uwagi: 1) dla stali o podwyższonej spawalności wymagania dla minimalnej granicy plastyczności zostały zredukowane dla rosnącej grubości materiału. 2) próba udarności jest wymagana dla grubości powyżej 25 mm, ale dla grubości 25 mm lub mniejszej jest przedmiotem porozumienia. nr k ar ty m at er ia ło we j norma gatunek stali rodzaj produktu po zio m ja ko śc i s ta li y01 en 10025 en 10210 en 10219 s235jrg2 s235jrh s235jrh blachy i kształtowniki rury walcowane na gorąco rury walcowane na zimno iv y07 en 10210 s355/nh rury walcowane na gorąco iii y08 en 10219 s355mlh rury walcowane na zimno iii y15 en 10113 s420nl/ml blachy i kształtowniki iii y16 en 10219 s420mlh rury walcowane na zimno iii y20 en 10225 s355g10+n/ g10+m blachy i y21 en 10225 s355g12+n/ g12+m walcowane kształtowniki i y27 en 10225 s355g14+q/ g14+n rury bezszwowe ii y28 en 10225 s355g13+n rury spawane ii materiały dodatkowe do spawania wg dnv materiały dodatkowe do spawania konstrukcji stalowych typu offshore muszą być zatwierdzone przez towarzystwo klasyfikacyjne. zatwierdza się je na podstawie wymagań „przepisów klasyfikacji statków” dnv (rules for classification of ships, punkt 2, rozdział 3, sekcja 3) [13]. wszystkie znaki towarowe, pod którymi materiały są badane i zatwierdzane, powinny być zarejestrowane przez towarzystwo. w celu uniknięcia sytuacji podwajania badań dla tego samego materiału dodatkowego, wytwórca powinien wydawać zaświadczenie, że dany materiał dodatkowy dostarczany pod inną nazwą lub oznaczeniem jest identyczny z materiałem dodatkowym, który uzyskał zatwierdzenie towarzystwa klasyfikacyjnego [13]. stale na konstrukcje stalowe offshore według norsok materiały na konstrukcje stalowe pełnomorskie offshore zestawiono w normie norsok m-120. oznaczenie tych materiałów oraz ich właściwości odpowiadają normom europejskim (en), co obrazuje tabl. iii. tablica iii. wybrane stale konstrukcyjne według norsok m-120 [11] table iii. selected machine steel grades according to norsok m-120 [11] materiały dodatkowe do spawania wg norsok wytwórca musi zapewnić, aby materiały dodatkowe użyte do spawania, gdzie jest wymagana jakość stali i, ii i iii (poziomy jakości stali wg tabl. iii), spełniały wymagania mechaniczne wymagane dla wpq (welding procedure qualification) zarówno po spawaniu, jak i po obróbce cieplnej [12]. z wyjątkiem drutów pełnych, materiały dodatkowe powinny być sklasyfikowane przez dostawcę jako materiały o bardzo niskiej zawartości wodoru hdm ≤ 5 ml/100 g w spawanym metalu. dla drutów samoosłonowych akceptowalny jest poziom hdm ≤ 8 ml/100 g, jeżeli stosuje się podgrzewanie wstępne i zapobiega szybkiemu ochłodzeniu materiału po spawaniu (w celu wyeliminowania pęknięć wodorowych). testy na zawartość wodoru powinny być zgodne z normą iso 3690 [12]. dla wszystkich stali z określoną minimalną granicą plastyczności ponad 500 mpa powinny być podjęte specjalne środki ostrożności w celu zweryfikowania, czy wybrany materiał dodatkowy spełnia wymagania co do obecności wodoru. prefabrykacja powinna być tak prowadzona, aby była możliwość odkształcenia się materiału podczas spawania lub montażu [12]. materiały dodatkowe do spawania stali o poziomie jakości iii (minimalna granica plastyczności ≥ 355 mpa) i iv oraz połączenia stali nierdzewnej i stali konstrukcyjnej powinny być dobrane z uwzględnieniem właściwości materiału rodzimego, jego grubości i spawalności, w celu zapewnienia wymaganej wytrzymałości, ciągliwości i jednorodności połączenia spawanego [12]. wszystkie materiały dodatkowe do spawania powinny być oznaczone [12]. 9przegląd spawalnictwa 1/2009 wymagania dotyczące instrukcji technologicznej spawania (wps) wg dnv os-c401 w instrukcji technologicznej spawania powinny być określone: materiał: norma, gatunek, odmiana; grubość nominalna lub średnice; rodzaj procesu spawania; połączenie lub rowek spawalniczy wraz z tolerancjami; pozycja spawania (pozycje) i kierunek spawania; materiały dodatkowe do spawania: nazwa handlowa, średnica elektrod bądź drutu, gaz osłonowy, topnik i jego klasyfikacja; kolejność spawania: liczba i kolejność układania warstw; parametry prądowe: napięcie, natężenie, biegunowość; prędkość spawania i ilość wprowadzonego ciepła; podgrzewanie wstępne i temperatura międzyściegowa; obróbka cieplna po spawaniu; oczyszczenie spoiny po spawaniu i inne uwagi [13]. ważność instrukcji technologicznej spawania wg dnv os-c401 ważność instrukcji technologicznej spawania jest ograniczona tylko dla zakładu produkcyjnego, dla którego została zatwierdzona. zakłady pracujące jako podwykonawca zakładu, który uzyskał zatwierdzenie wps-u, mogą być traktowane jako jeden zakład pod warunkiem, że mają tę samą kadrę zarządzającą technologią oraz pracują według tych samych procedur. instrukcja spawania pozostaje ważna pod warunkiem, że zasadnicze parametry procesu są utrzymywane podczas produkcji na takim samym poziomie, jakiego wymaga instrukcja (szczegółowy opis parametrów, które wpływają na konieczność opracowania nowego wps-u, znajduje się w os-c401) [13]. instrukcja technologiczna spawania powinna być sporządzona w oparciu o procedurę uznania technologii spawania zgodnie z normą en iso 15614-1 i wymaganiami dnv os-c401. kwalifikacja instrukcji technologicznej wg norsok instrukcja technologiczna przeznaczona do wykonywania konstrukcji pełnomorskich wymaga stosowania stali o klasie i i ii dla wszystkich poziomów wytrzymałości oraz klasy iii dla stali o minimalnej granicy plastyczności ≥ 355 mpa (kwalifikowana zgodnie z normą en iso 15609-1). kwalifikacja jest zasadniczo przyznana wytwórcy, który wykonywał złącza próbne do uznania technologii spawania oraz dla wytwórców, którzy podlegają nadzorowi technicznemu i technologicznemu wytwórcy, dla którego została zaakceptowana instrukcja technologiczna. kwalifikacja może również być używana przez podwykonawcę pod warunkiem, że wdrożona i udokumentowana jest norma en iso 3834 (systemy jakości w spawalnictwie). odbiór konstrukcji towarzystwo kwalifikacyjne dnv definiuje trzy kategorie inspekcji: i, ii i iii, przy czym najwyższa jest kategoria i (największy procent badań nieniszczących). dodatkowo należy również określić klasę konstrukcji zdefiniowanych klas: specjalna, podstawowa oraz drugorzędna, przy czym najwyższy poziom wymagań jest dla klasy konstrukcji specjalnej. norma norsok definiuje pięć kategorii inspekcji: a, b, c, d i e. najwyższa jest kategoria a (najwyższy procent badań nieniszczących). różnią się one między sobą procentem badań nieniszczących różnych metod. w przypadku kategorii inspekcji a i b oraz c, d i e kryteria akceptacji są jednakowe. naprawy wg wymagań dnv naprawy powinny być wykonywane zgodnie z kwalifikowaną procedurą naprawy, która jest tematem do uzgodnienia. wytyczne dotyczące naprawy znajdują się w iacs „shipbuilding and repair quality standard” (international association of classification societies – międzynarodowe stowarzyszenie klasyfikacyjne „budowa i naprawa statków, normy”), część a, sekcja 9 i część b [13]. elementy odkształcone na skutek spawania mogą być prostowane środkami mechanicznymi lub przez kontrolowane nagrzewanie miejscowe. nagrzewanie albo prostowanie mechaniczne powinno być prowadzone zgodnie z opracowanymi i zatwierdzonymi procedurami [13]. niezgodności w spoinach mogą być poprawiane przez szlifowanie, skrawanie lub spawanie. spoiny o niewystarczającej wytrzymałości, ciągliwości lub z karbem powinny być usunięte w pierwszej kolejności i naprawione. właściwości mechaniczne naprawionych spoin powinny być co najmniej takie jak materiału rodzimego [13]. to samo miejsce spawania można naprawiać tylko dwa razy, kolejne naprawy muszą być rozpatrywane indywidualnie [13]. każdorazowo po usunięciu niezgodności spawalniczej, strefa wyżłobiona i graniowa powinny być kontrolowane metodą magnetyczno-proszkową lub inną odpowiednią do sytuacji – w celu potwierdzenia kompletnego usunięcia wady [13]. naprawa powinna być wykonywana przy użyciu materiałów dodatkowych o wymaganym poziomie wodoru. temperatura podgrzewania wstępnego i robocza, podczas wykonywania płytkich i lokalnych napraw w specjalnych i głównych elementach konstrukcyjnych, powinna wzrosnąć o 50oc powyżej poziomu określonego przy wytwarzaniu i wynosić co najmniej 100oc, chyba że uzgodniono inaczej. temperatura powinna być utrzymywana, dopóki naprawa nie zostanie zakończona, długość spoiny naprawianej nie może być krótsza niż 50 mm [13]. naprawa powinna być wykonana przez usunięcie wadliwej części spoiny bez istotnego usunięcia materiału rodzimego. w przypadku wad płaskich należy usunąć 50 mm więcej z każdej strony, niż wynosi długość wady wykazana podczas badań nieniszczących. dłuższe wady mogą wymagać naprawy w kilku krokach, aby uniknąć przegrzania czy pękania. każdy krok naprawy powinien być kontrolowany, aby nie dopuścić do odkształceń plastycznych materiału rodzimego podczas usuwania wady [13]. naprawa wady w złączu po obróbce cieplnej wymaga uzyskania zgody na ponowną obróbkę cieplną [13]. mało znaczące nieciągłości mogą zostać usunięte przez szlifowanie bądź skrawanie, przez wykonanie gładkiego przejścia do materiału rodzimego. grubość materiału nie powinna zostać zmniejszona do mniej niż 93% nominalnej grubości, ale nie więcej niż 3 mm. obszar takich na10 przegląd spawalnictwa 1/2009 praw powinien być wcześniej zaakceptowany [13]. wszystkie naprawy powinny być ponownie zbadane tymi samymi metodami badań nieniszczących, na tym samym bądź rozszerzonym obszarze [13]. naprawy wg wymagań norsok naprawianie spoin z niezgodnościami wszystkie naprawy powinny być wykonywane zgodnie z ustalonymi procedurami. spoiny zawierające pęknięcia nie powinny być naprawiane, dopóki przyczyna pękania nie zostanie usunięta. jeżeli jest taka potrzeba, wadliwą część połączenia można wyciąć w celu wykonania badań. kratery w spoinach mogą być naprawione poprzez szlifowanie i późniejsze badanie nieniszczące a następnie zaspawanie według zaakceptowanych procedur [12]. inne wady powinny być naprawione przez szlifowanie, a następnie ponowne spawanie [12]. jeżeli wada spoiny zostanie usunięta tylko przez szlifowanie, zaleca się łagodne przejście spoiny w materiał rodzimy. usuwanie wad powinno być nadzorowane przez inspektorów badań wizualnych korzystających z odpowiednich metod badań nieniszczących. jeżeli jest to możliwe, pozostała część spoiny powinna być zmierzona. naprawa jest konieczna, jeżeli pozostała po usunięciu niezgodności część spoiny ma mniejszą grubość niż wymagana [12]. naprawa metodami spawalniczymi przed rozpoczęciem naprawy spoiny niezgodność powinna być całkowicie usunięta. wycięta strefa powinna mieć gładkie przejście do powierzchni materiału rodzimego i umożliwiać dobry dostęp do wykonania badań nieniszczących po wycięciu i późniejszym spawaniu. wyżłobienie i kompletne usunięcie niezgodności powinno zostać potwierdzone badaniami magnetyczno-proszkowymi lub penetracyjnymi. obróbka cieplna po spawaniu powinna być wykonana po naprawie, jeżeli jest wymagana dla pierwotnej spoiny [12]. wycinany rowek musi mieć minimum 50 mm długości, nawet jeśli niezgodność jest mniejsza. niezgodności, które są od siebie oddalone o mniej niż 100 mm, powinny być naprawiane jak jedna ciągła niezgodność [12]. po naprawie zakończona spoina (naprawiony obszar i minimum po 100 mm z każdej strony) powinna być poddana przynajmniej takim samym badaniom nieniszczącym, jakie były wymagane dla spoiny pierwotnej [12]. naprawa spoiny może być wykonana tylko dwukrotnie w tym samym miejscu. ponowne spawanie powinno być wykonane zgodnie z procedurami i instrukcjami technologicznymi spawania wykorzystanymi do pierwotnego wykonania złącza (po całkowitym usunięciu pierwotnej spoiny i srefy wpływu ciepła) [12]. instrukcja technologiczna naprawy i instrukcja technologiczna ponownej naprawy mogą być opracowane na podstawie tej samej instrukcji technologicznej, która została użyta do pierwotnej spoiny, lub jako oddzielna kwalifikowana procedura. dla napraw, które są wykonywane przy użyciu innego procesu, lub/i przy użyciu innych materiałów dodatkowych, powinna zostać opracowana nowa instrukcja technologiczna spawania (wps) i być kwalifikowana zgodnie z aktualnymi normami, jeśli wymaga tego procedura [12]. niewłaściwie dopasowane elementy konstrukcji powinny być odcięte i jeszcze raz pospawane według odpowiedniej kwalifikowanej instrukcji technologicznej spawania. części odkształcone w wyniku spawania, niemieszczące się w tolerancjach, powinny zostać poprawione zgodnie z wymaganiami (wg szczegółowej instrukcji pracy, temp. prostowania powinna być zgodna z zalecaną przez producenta materiału, ale nie wyższa niż 600oc) [12]. literatura [1] mazurkiewicz b.: stałe pełnomorskie platformy stalowe. wydawnictwo morskie, gdańsk 1988. [2] modern marvels: offshore oil drilling, lipiec 1999 (season 5, episode 13). [3] http://en.wikipedia.org/wiki/oil_platform [4] saperski j.: konstrukcje offshore. biuletyn instytutu spawalnictwa, gliwice 2007. [5] http://www.oilrig-photos.com/sitemap.asp [6] http://www.rigmuseum.com/history/pics5.html [7] www.offshore-technology.com [8] http://www.globalsecurity.org/military/systems/ship/offshore.htm [9] http://www.equatorialoil.com/pages/photo.htm [10] offshore standard dnv-os-b101 „metallic materials”, styczeń 2001. [11] norsok standard m-120 “material data sheets for structural steel”, czerwiec 2004. [12] norsok standard m-101 “structural steel fabrication”, grudzień 2000. [13] offshore standard dnv-os-c401 “fabrication and testing of offshore structures”, kwiecień 2004. [14] http://www.globalsecurity.org/military/systems/ship/platform-fpso.htm [15] http://www.panoramio.com/photo/1148600 wnioski konstrukcje offshore stanowią bardzo liczną grupę rozwiązań, które znacznie się od siebie różnią. każda z nich ma inne przeznaczenie i różne środowiska pracy, dlatego każda z nich wymaga odpowiedniego podejścia. konstrukcje te muszą być niezawodne podczas ich eksploatacji, która może wynosić nawet ok. 20 do 30 lat (najczęściej do wyczerpania się złoża). awaria platformy najczęściej kończy się katastrofą ekologiczną i śmiercią całej załogi, której liczbebność często przekracza 100 osób na jednej jednostce. dlatego też większość awarii, które się wydarzyły, ma wpływ na zaostrzenie przepisów w celu wyeliminowania takich katastrof w przyszłości. obecnie na całym świecie rośnie popyt na konstrukcje offshore. powstają stocznie, które specjalizują się wyłącznie w budowaniu takich konstrukcji; przykładem jest keppel fels w singapurze, która buduje najwięcej platform wiertniczych na świecie (prawie połowę). powstają w niej jednocześnie 23 platformy w cenie od 130 do 450 milionów dolarów. można przypuszczać, że ze względu na ogromne zapotrzebowanie na ropę naftową popyt na te konstrukcje nie zmniejszy się. ps 001 2016 www.pdf 127przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 monitorowanie temperatury łożyska nośnego   pionowego hydrozespołu thrust bearing temperature monitoring of a vertical hydro-set dr inż. ryszard nowicki; mgr inż. nikolay morozov – ge digital, oddział bently nevada. autor korespondencyjny/corresponding author: ryszard.nowicki@ge.com streszczenie opisano przypadek poważnego uszkodzenia łożyska nośnego pionowego hydro-generatora dużej mocy. dokonano analizy stosowanego systemu monitorowania i zabezpieczeń dla łożysk oporowych, opisano przyczyny zbyt wolnego zadziałania systemu zabezpieczeń oraz sformułowano wytyczne dla bardziej efektywnego systemu zabezpieczeń. słowa kluczowe: łożysko oporowe; monitorowanie i zabezpieczenia; temperatury; położenie; drgania abstract a serious thrust bearing failure of a high power vertical hydro-generator is described. analysis of the applied monitoring and protection system for the thrust bearings is provided. slow response time of the protection system is investigated. a guideline for the more efficient protection system is provided keywords:  thrust bearing, monitoring and protection; temperatures; axial position; vibrations wstęp w pionowych hydrozespołach łożysko nośne przenosi ciężar wirników i dodatkowo napór wody na wirnik. zróżnicowanie konstrukcyjne tego łożyska może wynikać ze sposobu smarowania, podparcia segmentów, rodzaju materiału pokrywającego segmenty, etc. pokrycie może być tradycyjne (babbit) lub polimerowe (np. fluoroplastic, peek). stosowane coraz częściej polimery mogą pracować z temperaturami do 120 °c wyższymi niż białe metale. nośność łożyska jest limitowana przez: (i) minimalną warstwę oleju, (ii) ograniczenia mechaniczne, (iii) maksymalnie dopuszczalną temperaturę powierzchni roboczej łożyska [1]. ograniczeniem krytycznym maszyn wolnoobrotowych z segmentami babbitowymi jest grubość warstwy oleju. łożyska polimerowe w warunkach nominalnych obrotów wirnika są limitowane przez temperaturę powierzchni roboczej. ryszard nowicki, nikolay morozov przeglad welding technology review sposób smarowania łożysk nośnych nie zmienił się znacząco od czasu kiedy zaczęto je stosować. typowo wykorzystywana jest wanna z olejem, w którym są zanurzone segmenty. problem pojawia się przy zwiększaniu prędkości obrotowej wirnika bowiem po przekroczeniu pewnej średniej prędkości liniowej współpracujących powierzchni (~50 m/s) pojawiają się turbulencje oleju zwiększające opory ruchu. wtedy sensownym jest stosowanie smarowania bezpośredniego, co obniża opory ruchu nawet do 50%. w konsekwencji zmniejsza się temperatura łożyska i zapotrzebowanie na przepływ oleju [2]. jeśli system chłodzenia nie jest wystarczająco efektywny to materiał łożyskowy zaczyna się topić co prowadzi do znaczących strat bezpośrednich (naprawy maszyny) oraz produkcyjnych. opisano nieudane uruchomienie dużego hydrozespołu, dokonano analizy przyczyn wątpliwego działania systemu zabezpieczeń, wskazano na błędy w implementacji czujników oraz sformułowano zalecenia prowadzące do polepszenia działania systemu nadzoru. monitorowanie łożysk oporowych dla nadzoru stanu technicznego łożysk stosuje się przede wszystkim czujniki: temperatury, położenia, ciśnienia, poziomu oleju w wannie oraz czasami także jego jakości. redukcja warstwy oleju między segmentami, a tarczą oporową prowadzi do uszkodzenia segmentu i/lub tarczy rys. 1. a) przykład łożyska oporowego z podwójnymi segmentami na promieniu, b) rozkład segmentów dla omawianego przypadku fig. 1. a) an example of thrust bearing pads placed in two circles, b) a configuration of segments for the discussed case a) b) 128 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 oporowej. liczba czujników temperatury jest uzależniona od liczby segmentów, oraz od obciążenia łożyska [3]. czujniki wiroprądowe służą do monitorowania położenia osiowego wirnika, dynamiki jego ruchu oraz do monitorowanie grubości warstwy filmu olejowego [1,4]. w/w czujniki winny być podłączone do systemu nadzoru stanu technicznego klasy on-line. wiele pozycji literaturowych omawia pomiary temperatury segmentów łożysk. mają one jednak na celu głównie porównanie strat w łożyskach babbitowych i polimerowych (przegląd stosowanych technik i wyników opisano w [5]). pomiary realizowane są głównie na stanowiskach testowych. cechują się one długą stałą czasową. ewentualne uszkodzenie łożyska nie niesie ryzyka strat produkcyjnych. tak więc to co jest wystarczająco dobrą formą monitorowania dla stanowisk testowych nie musi być równie dobre dla rzeczywistej maszyny bowiem zmiana stanu technicznego może mieć także charakter nagły. system monitorowania i zabezpieczeń stanu technicznego winien być projektowany z dobrym rozeznaniem potencjalnych uszkodzeń i prawdopodobieństwa ich wystąpienia, a także cechować się poprawnie dobranymi stałymi czasowymi zabezpieczeń. rysunek 2a pokazuje często praktykowany sposób instalacji czujnika temperatury w segmencie łożyska oporowego a rysunek b i rysunek c bardziej poprawne rozwiązanie jego lokalizacji. a) b) c) rys.  2. pomiar temperatury segmentu: typowy a) oraz zalecany: na grubości b) i kątowo c) fig. 2. bearing pad temperature measurements: a) typical and advised: according to working surface b), and angular c) różne właściwości [6]. elektrownia w której prowadzono proces uruchomienia nowego hydrozespołu prowadzi utrzymanie ruchu bazujące na stanie technicznym. wykorzystywany jest profesjonalny system monitorowania i zabezpieczeń system 3500 do którego są podłączone głównie czujniki drgań (bezkontaktowe do pomiarów drgań i położeń wirnika oraz sejsmiczne do nadzoru drgań strukturalnych). dla nadzoru stanu technicznego prowadzi się także monitorowanie temperatur wszystkich łożysk. system monitorowania i zabezpieczeń jest podłączony do serwera systemu akwizycji danych diagnostycznych system 1, który dodatkowo importuje (i) pomiary wykorzystywane dla oceny stanu technicznego realizowane przez inne systemy nadzoru, (ii) zmienne procesowe oraz (iii) zmienne środowiskowe gromadzone przez dcs. co się wydarzyło w czasie kolejnego ruchu testowego nastąpiło odstawienie awaryjne, zainicjowane sygnałem z pomiarów temperatury segmentów wewnętrznych łożyska z pokryciem fluoroplastikowym; czujniki zainstalowane tak jak pokazano na rysunku 2a. często dla łożysk stosuje się: l=~170 mm, δ=~22 mm, φ =~25 mm, ζ =~10 mm. szczegół “a” przedstawia widok fragmentu segmentu od strony jego narożnika. oczekiwana warstwa filmu wynosi h0 = ~25 μm [7]. rys.  3. zmiany temperatury 10 segementów a) zewnętrznych i b) wewnętrznych fig. 3. temperature changes of 10 bearing pads from a) outer circle and b) internal circle a) b) rysunek 3 pokazuje zmianę temperatur w czasie dla 10 segmentów zewnętrznych (a) i 10 wewnętrznych (b) na tle krzywej prędkości wirnika, a obszar czerwony informuje o jego prędkości nominalnej. w czasie uruchomienia stwierdzono także nieznaczny wzrost poziomu oleju. na rysunku a) widoczny jest wolny wzrost temperatur segmentów zewnętrznych aż do osiągnięcia stabilizacji nagrzania dla temperatury ~35,50c. dla segmentów wewnętrznych, maksymalne wartości zarejestrowanych temperatur wynosiły 340…3800c. temperatury te zaczęły się zmniejszać ~5 minut po rozpoczęciu odstawienia hydrozespołu z gradientem ~-200c /min. w rzeczywistości temperatury segmentów zewnętrznych musiały być wyższe od zarejestrowanych. w [8] predykcyjne utrzymanie ruchu wymaga  stosowania systemu diagnostyki różne strategie utrzymania ruchu wymagają stosowania systemu nadzoru stanu technicznego posiadającego 129przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 można znaleźć informację że ζ =1.5 mm warstwa ptfe łożyska powoduje zmniejszenie temperatury o 23 °c co oznacza, że przy dużym łożysku, posiadającym pokrycie robocze o grubości ζ =~10 mm, zmiana temperatury między powierzchnią roboczą, a łączeniem będzie najprawdopodobniej kilka razy większa. czujniki tc (termopary) wykorzystywany w [8], był zlokalizowany δ=4 mm poniżej warstwy polimeru, natomiast dla typowego segmentu dużego łożyska δ>20 mm. nawet w przypadku łożyska babbitowego mamy do czynienia ze znaczącą różnicą temperatury między powierzchnią roboczą, a odczuwaną przez czujnik. w [9] podano, że dla czujnika tc zainstalowanego δ=~3 mm poniżej warstwy babbitu system monitorowania wskazuje temperaturę o 400c niższą niż występująca na powierzchni roboczej. po otwarciu łożyska stwierdzono, że (i) wszystkie segmenty wewnętrzne były zniszczone w wyniku przegrzania oraz, że (ii) wszystkie segment zewnętrzne znajdowały się w dobrym stanie technicznym. powierzchnia robocza tarczy łożyska nośnego wymagała obróbki mechanicznej. przebadany olej nie wskazywał na odchylenie jego składu chemicznego do normy. wymagania normowe   dla nadzoru łożyska oporowego na nadzór łożyska oporowego można spojrzeć przez pryzmat standardów oraz najlepszych praktyk. zasady nadzoru łożyska oporowego są opisane w [10]. standard ten, opracowany przez american petroleum institute jest adresowany przede wszystkim dla maszyn użytkowanych w tzw. obszarze „oleju i gazu”. został on jednak rozpoznany jako bardzo przydatny i w konsekwencji jest powszechnie akceptowany w wielu innych obszarach. w zakresie wytycznych jakościowych nadzoru temperatury łożysk może on być stosowany prawie bez żadnych ograniczeń dla wielu innych maszyn (vide 6.1.9.2.2 w [10]). dla łożysk oporowych standard wymaga prowadzenia pomiarów (i) temperatury wybranych segmentów łożyska oraz (ii) położenia osiowego wirnika. dla monitorowania położenia osiowego wymagane jest stosowanie 2 sond bezkontaktowych pracujących w logice zabezpieczeń “2 z 2”. takie podejście (nazwijmy je scenariusz i) jest wystarczająco dobre w przypadku agregatów mających łożyska oporowe zlokalizowane na końcach linii wałów oraz dla czujników położenia instalowanych z zewnątrz, tzn. ma miejsce ciągły dostęp do czujników, a w przypadku konieczności wymiany któregoś z nich można ten proces przeprowadzić bez rozbierania węzła łożyskowego maszyny. natomiast w przypadku maszyn krytycznych, które posiadają łożyska oporowe wewnętrzne (z punktu widzenia ciągu wirników), lub czujniki umieszczone wewnątrz maszyny (co uniemożliwia szybki do nich dostęp), należy stosować trzy czujniki nadzoru położenia osiowego i logikę zabezpieczeń „2 z 3” (←scenariusz ii). w przypadku hydro-zespołów krytycznych, w zależności od ich konstrukcji oraz od dostępności do tarczy mocowanej do wirnika i umożliwiającej realizację pomiaru winien być stosowany albo scenariusz i albo ii. głównym celem monitorowania temperatury łożyska jest obserwacja temperatury warstwy roboczej segmentu lub dokładniej temperatury powierzchni roboczej segmentu. w ogólności można rozpatrywać dwa sposoby mocowania czujnika temperatury w segmencie: czujnik osadzony w warstwie roboczej segmentu lub osadzony w segmencie poza tą warstwą. oczywiście najlepiej byłoby mieć czujnik osadzony bezpośrednio w warstwie roboczej i to tak blisko powierzchni roboczej jak to tylko możliwe. bowiem tylko takie osadzenie czujnika gwarantuje minimalną zwłokę czasową między zmianą temperatury tej powierzchni i rozpoznaniem tego faktu przez system monitorowania i zabezpieczeń. taki wymóg jest szczególnie ważny dla segmentów z pokryciem polimerowym, których przewodność cieplna jest ~170 razy słabsza niż babbitu. standard [10] wymaga lokalizacji czujnika temperaturowej w odległości ζ = ~+0,75 mm poniżej dolnej powierzchni warstwy roboczej (vide rys. 2b). dla różnych maszyn i dla różnych pokryć odległość ζ może być różna. np. są producenci turbin parowych, którzy stosują ζ= 0 mm, a nawet w niektórych przypadkach ujemne wartości ζ jeśli nie wpływa to negatywnie na połączenie materiału roboczego łożyska z tylnym materiałem segmentu. rysunek 2c charakteryzuje wymaganą lokalizację osi czujnika opisywaną żargonowo jako “75/75”. pod żargonem rozumie się: 75% długości kątowej segmentu na kierunku obrotów wirnika ω oraz 75% długości promieniowej segmentu, na kierunku od jego średnicy wewnętrznej do zewnętrznej. taki scenariusz jest wystarczająco dobry dla wirników obracających się w jednym kierunku. dla hydrozespołów odwracalnych (tzn. pracujących także jak elektropompy) niezbędne jest stosowanie w segmencie dwóch czujników zlokalizowanych 75/75 i 25/75 (pierwsza liczba mówi o pozycji kątowej). pogorszenie jakości monitorowania temperatury może być spowodowane sposobem mocowania czujnika i wykorzystywanej dodatkowo w tym celu jego obudowy. podstawowym zadaniem obudowy jest ochrona czujnika przed uszkodzeniem. jej stosowanie wpływa na wydłużenie stałej czasowej pomiaru i może także wpływać na jego dokładność. celem uzyskania stałego i dobrego kontaktu z materiałem roboczym łożyska winna być stosowana sprężyna dociskająca. zapewnia ona kompensowanie rozszerzalności cieplnej i eliminuje wpływ potencjalnej szczeliny, tzn. minimalizuje zmiany przewodności cieplnej i w konsekwencji fluktuacje wartości stałej czasowej. świadomość wyżej opisanych problemów powoduje, że pewni producenci maszyn stosują „modyfikacje” mające na celu polepszenie monitorowania temperatury segmentów. jedną z nich jest dodatkowy otwór (vide rys. 2a – szczegół “b”). jest on zlokalizowany w warstwie roboczej dokładnie nad znajdującym się w obudowie sensorem temperatury. jego intencją jest doprowadzenie gorącego oleju bezpośrednio do tylnego materiału segmentu, w którym jest zainstalowany czujnik i w konsekwencji skrócenie stałej czasowej. inna, bardziej zaawansowana modyfikacja, polega na wykonaniu głębszego otworu, umożliwiającego doprowadzenie oleju bezpośrednio do kieszeni z czujnikiem, oraz wykonanie drugiego prostopadłego otworu umożliwiającego cyrkulację oleju poprzez kieszeń i w konsekwencji dalsze polepszenie (tzn. skrócenie) stałej czasowej pomiaru [11]. wiele hydrozespołów posiada czujniki temperatury zlokalizowane w znacznej odległości od materiału roboczego łożyska oporowego. odległość ta jest znacząco większa od zalecanej w [10]. taka lokalizacja bagnetowego czujnika temperatury w kieszeni jak pokazana na rysunku 2 skutkuje w zwiększeniu opóźnienia czasowego od wzrostu temperatury na powierzchni roboczej segmentu do rozpoznania tego faktu przez system monitorowania i zabezpieczeń. dodatkowo wzrost odległości “δ” potęguje to opóźnienie. na rysunku 4 pokazano typowy sposób 130 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 rys. 4. monitorowanie temperatury segmentu: a) widok przed instalacją czujnika i b) po fig. 4. a pad temperature monitoring: a) a view before transducer fixing, and b) after zabudowy czujnika temperatury w segmentach. pokazany czujnik (wraz z jego obudową) nie posiada sprężyny dociskowej. z tego względu nie jest w stanie zapewnić w dłuższym czasie takiego samego kontaktu z powierzchnią otworu dla poszczególnych segmentów. możliwe zróżnicowanie kontaktu czujników w kieszeniach kolejnych segmentów łożyska wpływa na zwiększenie rozrzutu pomiarów dla segmentów pozostających w warunkach takiego samego obciążenia. rys. 5. przebiegi wybranych sygnałów drgań w czasie problematycznego rozruchu fig. 5. trends of selected vibration signals during the problematic startup pomiary stowarzyszone   dla omawianego przypadku zdarzenia i fakty czas:   [hh:mm:ss] czas naliczany od  początku rozruch [s] liczba obrotów  wirnika od początku  rozruch [-] prędkość zerowa / start hydrozespołu 20:26:00 0 0 05%ϫ(*) dla αχ (0,1 mm) 20:26:48 48 35 10%ϫ dla αχ (0,2 mm) 20:26:56 56 77 15%ϫ dla αχ (0,3 mm) 20:27:11 71 131 obroty nominalne 20:27:15 75 140 odstawienie awaryjne z powodu temperatury segmentów wewnętrznych 20:27:57 117 238 20%ϫ dla αχ 20:28:15 135 279 monitorowanie temperatury wskazuje na osiągnięcie maksymalnych temperatur dopuszczalnej pracy ciągłej łożysk z pokryciem ptfe (260 °c) 20:29:30 ±30[s] 210±30 385 monitorowanie temperatury wskazuje, że segmenty osiągnęły temperaturę upłynnienia ptfe (327 °c) 20:30:25±55[s] 265±55 431 zatrzymanie wirnika hydrozespołu 20:33:00 420 480 (*)ϫ – pełna dynamika pomiaru wynosząca dla opisywanego przypadku 2 mm tablica i. zdarzenia i fakty z uruchomienia maszyny prowadzącego do awarii table i. events and facts from the machine startup resulting in failure rysunek 5 przedstawia przebiegi drgań dwóch czujników bezkontaktowych oraz trzech czujników sejsmicznych dla okna czasowego identycznego jak zastosowane dla wykresów na rysunku 3. czujniki były utwierdzone do wanny i zorientowane równolegle do osi hydro-zespołu. generują one sygnały vac informujące o drganiach oraz vdc informujące o osiowej zmianie położenia wirnika (lepiej: informują o zmianie położenia osiowego tego fragment wirnika, który jest obserwowany przez czujniki). obydwa pomiary są realizowane w odniesieniu do punktu mocowania czujników. czujniki akcelerometryczne były zorientowane pionowo i mocowane do obu łożysk prowadzących oraz do konstrukcji wsporczej łożyska nośnego. sygnały z wszystkich 131przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 w/w czujników podłączono do system 3500, a w systemie diagnostyki były obrazowane w dziedzinie przemieszczeń drgań. analiza krzywych na rysunku 5 przedstawia przebiegi drgań dwóch czujników bezkontaktowych oraz trzech czujników sejsmicznych dla okna czasowego identycznego jak zastosowane dla wykresów na rysunku 3. analiza rysunku 5 prowadzi do następujących wniosków: i. drgania względne nie występują kiedy wirnik się nie obraca. ii. nieprzerwanie obserwowane są drgania z czujników sejsmicznych, do czego przyczyniają się także źródła zlokalizowane poza hydrozespołem (←szum tła); poziom szumu: ~20 μmp-p. iii. wszystkie poziomy drgań wzrastają kiedy wirnik zaczyna się obracać. iv. drgania sejsmiczne osiągają wartości maksymalne w chwili poprzedzającej osiągnięcie obrotów nominalnych oraz wkrótce po rozpoczęciu odstawienia hydrozespołu; dla obrotów nominalnych poziomy drgań wynoszą ~60±10 μmp-p. v. drgania osiowe wirnika są prawie dwukrotnie wyższe od drgań sejsmicznych; dla prędkości roboczej wynoszą one: ~100±20 μmp-p; obniżają się do poziomu ~60 μmp-p po rozpoczęciu odstawienia, gdy prędkość wirnika jest poniżej 100 rpm i stabilizują się po ~210 s (wtedy obroty wynoszą ~8 rpm); po kolejnej minucie drgania te zanikają. vi. w okresie poprzedzającym rozruch pozycja osiowa wirnika jest stała; w czasie ruchu wirnik systematycznie przemieszcza się do dołu; całkowita zmiana położenia wynosi ~-0,45 mm; zaobserwowana zmiana może być spowodowana przez: (i) zużycie łożyska oporowego, (ii) zmianę grubości filmu olejowego, (iii) spowodowaną tarciem lokalną deformację termiczną tarczy łożyska oporowego, (iv) deformację miejsca do którego przymocowane są czujniki. dla opisywanego przypadku zmiana położenia osiowego wirnika αχ była monitorowana z pomocą dwóch czujników, natomiast ze względu na fakt ich usytuowania wewnątrz wanny bardziej poprawnym byłoby zastosowanie scenariusza ii. poważnym błędem był także brak włączenia pomiaru αχ do systemu zabezpieczeń. żywotność łożysk polimerowych jest szacowana na 40 do 70 lat. w elektrowni ust-ilim po 20 latach pracy takich łożysk zużycie powierzchni roboczej wyniosło ~0,3 mm, a niektóre łożyska oporowe hydrozespołów dużej mocy stosują segmenty posiadające pokrycie dopuszczające nawet do 1,5 mm zużycia. natomiast dla opisywanej tu awarii, tylko w trakcie jednego rozruchu, zarejestrowano αχ wynoszącą prawie 0,5 mm. w tablicy zaprezentowano wybrane fakty z historii opisywanego przypadku etykietowane czasem oraz liczbą obrotów od początku uruchomienia. odstawienie hydrozespołu bazujące na zabezpieczeniu temperaturowym zadziałało po 238 obrotach wirnika. włączając pomiar αχ do systemu zabezpieczeń oraz ustawiając alarm na przemieszczenie wirnika wynoszące 0,1 mm można było rozpoznać nienormalną sytuację i odstawić maszynę już po 35 obrotach wirnika. podsumowanie dla opisanego przypadku awarii właściciel hydrozespołu był bardzo zawiedziony, że system monitorowania drgań, które były włączone do systemu zabezpieczeń, nie pokazał żadnej zmiany pomiarów. natomiast jest to dobrze znany fakt, że w przypadku nie każdego uszkodzenia maszyny drgania są wystarczająco dobrym symptomem zmiany stanu technicznego. taka sytuacja dotyczy m.in. niektórych form przycierania. w szczególności wtedy, kiedy współczynnik tarcia między trącymi powierzchniami jest bardzo mały, a nacisk duży i obwodowo symetryczny. w takich sytuacjach generowana jest lokalnie znaczna ilość ciepła, która (do czasu) nie ma większego wpływu na charakterystyki drgań. dla uruchomienia zakończonego awarią producent maszyny znalazł różnicę w skonfigurowaniu dcs, w stosunku do wcześniejszych rozruchów: natrysk zimnego oleju na tarczę łożyska oporowego został włączony jeszcze przed podaniem wody na turbinę. zdaniem producenta spowodowało to powstanie podciśnienia w rejonie segmentów zewnętrznych, co wtórnie przyczyniło się do podniesienia poziomu oleju w tym rejonie wanny i obniżało poziom oleju w rejonie bardziej centralnym gdzie znajdowały się segmenty wewnętrzne. różne cechy systemu monitorowania i zabezpieczeń wpływają na jakość jego działania. mogą to być np. możliwości autodiagnostyki systemu (podłączonych do systemu czujników i współpracujących z nimi kanałów elektroniki) lub możliwości w zakresie lepszego zarządzania alarmami [12,13]. niestety, żaden system monitorowania nie jest w stanie rozpoznać i skorygować niepoprawnie (a nawet błędnie) dobranych i/lub podłączonych czujników, a tym bardziej skorygować wynikających z tego faktu błędów. wciąż jeszcze znaczna liczba maszyn wirnikowych (zarówno z pozioma jak i pionową osią wirnika) posiada czujniki temperatury podłączone niezgodnie z zasadami najlepszej praktyki i z tego powodu jakość działania systemu monitorowania nie jest tak dobra jak mogłaby być. kilka typowych przykładów błędnych instalacji czujników temperatury pokazano w [14] natomiast tutaj opisano przykład nieprawidłowego wdrożenia monitorowanie temperatury segmentów łożyska nośnego agregatu o dużej mocy oraz sformułowano wytyczne prowadzące do polepszenia jakości jego monitorowania: i. nie powinno być stosowane rozwiązanie wykorzystujące umieszczony poziomo w segmencie czujnik temperatury ze względu na duże opóźnienie czasowe między zmianą temperatury powierzchni roboczej, a reakcją systemu monitorowania na tę zmianę. ii. czujniki bagnetowe stosowane w przeszłości dla łożysk babbitowych są automatycznie wykorzystywane po modernizacji tych łożyska na łożyska polimerowe. taka modernizacja zwiększa opóźnienie czasowe w rozpoznawaniu zmian temperatury warstwy roboczej, bowiem przewodność cieplna polimerów jest znacznie niższa 132 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 literatura [1] a.j. leopard: tilting pad bearings — limits of operation, lubr. eng. vol 32, s. 637-644, 1975. [2] h.p. bloch: practical lubrication for industrial facilities, 2nd ed., fairmont press, isbn 1420071513, 2009. [3] a.e. aleksandrov: temperature control of thrust bearings with elastic metal-plastic segments, hydrotechnical construction, vol.22(7), s. 395-402, 1988. [4] r. nowicki: thrust bearing position monitoring, orbit, vol. 31(1), s. 52-59, 2011. [5] j. zhou: temperature monitoring of peek bearings, 71st stle annual meeting and exhibition, las vegas, may 15-19, 2016. [6] r. nowicki: współczesne kierunki rozwoju stacjonarnych systemów wspomagania oceny stanu technicznego majątku produkcyjnego, materiały 41 kkbn, s. 253-257, 2012. [7] s.r. schmid, b.j. hamrock, b.o. jacobson: fundamentals of machine elements, 3rd ed., published by crc press, 2014. [8] s.b. glavatskih: evaluating thermal performance of a ptfe-faced tilting pad thrust bearing, asme. j. tribol. vol. 125.2, s. 319-324, 2003. [9] h. maxwell: how to install maintainable bearing temperature sensors, proceedings of the 10th turbomachinery symposium, texas a&m univ., s. 131-139, 1981. [10] api std 670, machinery protection systems, 5th ed., 2014. [11] s.b. glavatskih: a method of temperature monitoring in fluid film bearings, tribology international vol. 37.2, s.143-148, 2004. [12] r. nowicki, m. snyder: alarm management for hydropower plants, power engineering, s. 124…131, 2015. [13] r. nowicki: a way for a better alarm management, water power & dam construction, s. 30-32, 2016. [14] r. nowicki: pomiary temperatury łożysk (cz. ii): szczegóły dotyczące poprawności instalacji czujników, inżynieria i ur zakładów przemysłowych, nr 07-08 s. 64-75, 2016. niż babbitu. takie monitorowanie temperatury jest wciąż akceptowalne dla rozpoznawania powolnych zmian stanu technicznego segmentów jednak nie jest wystarczające dla szybkiego rozpoznania pracy łożyska z wadliwym smarowaniem. iii. czujnik temperatury winien być w najgorszym przypadku zlokalizowany w podstawie segmentu ale możliwie blisko warstwy roboczej łożyska; jego bezpośrednie usytuowanie w warstwie roboczej minimalizuje zwłokę czasową i daje wyniki monitorowania temperatury bardziej odpowiadające rzeczywistości; w konsekwencji maszyna jest lepiej zabezpieczona na okoliczność szybko rozwijających się problemów. iv. staranna instalacja dobrej jakości czujników temperatury w segmentach rzutuje na mniejszy rozrzut wyników pomiarów prowadzonych w podobnych warunkach oraz minimalizuje zmianę czułości czujników w kolejnych latach wykorzystywania systemu monitorowania. dla pomiaru temperatury w łożyskach ślizgowych winny być wykorzystywane czujniki ze sprężynami zapewniającymi ciągły i podobny docisk do podlegającej pomiarowi powierzchni. czujniki bez sprężyn są dobre dla pomiarów informacyjnych ogólnego przeznaczenia, w przypadku których nie występują szybkie zmiany temperatury pociągające za sobą zagrożenie dla majątku (i/lub procesu). bardziej wiarygodne monitorowanie temperatury umożliwia bardziej odpowiedzialne zarządzanie stanem technicznym nadzorowanego majątku produkcyjnego. v. różne metody monitorowanie oleju są ważne dla nadzoru stanu technicznego majątku produkcyjnego. dla łożysk oporowych jest jednak błędem ograniczanie się do zabezpieczenia na okoliczność wzrostu temperatury oleju. w przypadku zerwania filmu olejowego dochodzi do szybkiego zużycia powierzchni roboczej łożyska i w konsekwencji do zmiany położenia osiowego (tu: pionowego) wirnika. zmiana grubości filmu może być łatwo rozpoznana z pomocą bezkontaktowych czujników wiroprądowych zainstalowanych w wannie łożyska; pomiar taki bezwzględnie winien być włączony do systemu monitorowania i zabezpieczeń. zróżnicowanie pomiarów w systemie nadzoru stanu technicznego prowadzi na ogół do bardziej poprawnych wniosków co do zmiany stanu hydrozespołu. vi. wymagana liczba czujników temperatury dla pojedynczego łożyska jest uzależniona od liczby segmentów oraz może być uzależniona od ich obciążenia i charakteru pracy hydrozespołu. vii. wymagana liczba czujników temperatury dla pojedynczego segmentu (jeśli są instalowane) jest uzależniona od liczby kierunków obrotów roboczych hydrozespołu (1 lub 2). viii. od wielu lat do nadzoru stanu technicznego w [10] wymaga się wykorzystywania zintegrowanych systemów nadzoru; tzn. takich systemów, w których wszystkie pomiary realizowane dla nadzoru (drgania, pozycje, temperatury, …) są podłączone do jednego systemu monitorowania. wymóg ten winien być szczególnie przestrzegany w przypadku stosowania utrzymania ruchu bazującego na stanie technicznym. ps 5 2017 www 1 117przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 porównanie wpływu tlenu resztkowego w gazie   formującym na wybrane właściwości złączy   stali 304l oraz 316l spawanych tig orbitalnie comparison of the effect of residual oxygen in the forming gas on selected properties of 304l and 316l steel joint welded by orbital tig mgr inż. marcin drabarz – mdtechnology; dr hab. inż. tomasz chmielewski, prof. pw; dr hab. inż. dariusz golański, prof. pw  – politechnika warszawska autor korespondencyjny/corresponding author: t.chmielewski@wip.pw.edu.pl streszczenie w pracy opisano wpływ stężenia tlenu resztkowego w gazie formującym na wybrane właściwości spoin czołowych stali 304l oraz 316l wykonanych metodą spawania orbitalnego tig. przeprowadzono próby spawania z gazem formującym ar z zawartością tlenu na poziomie 6 ppm oraz 500 ppm. uzyskane złącza porównano pod względem budowy strukturalnej oraz rozkładów twardości. słowa kluczowe: spawanie orbitalne tig; stal 304l; stal 316l abstract this paper describes the effect of the concentration of residual oxygen in the forming gas on selected properties of the butt weld of steel 304l and 316l made by orbital tig welding method. welding tests were conducted in argonium forming gas with oxygen content of 6 ppm and 500 ppm. the resulting joints were compared in terms of structural composition, geometry and hardness distribution. keywords: orbital tig welding; steel 304l; steel 316l wstęp metoda tig jest najczęściej stosowaną metodą łączenia rurociągów ze stali wysokostopowych. pomimo trudności z automatyzacją metody tig, opracowano zautomatyzowaną odmianę orbitalną tig. jest to odpowiedź na ciągle rosnące wymagania jakościowe oraz oczekiwania wyższej wydajności spawania niż podczas spawania ręcznego. wprowadzenie automatyzacji nastręcza jednak wielu trudności dotyczących chociażby zapewnienia powtarzalnych właściwości „styku” przygotowanego złącza, na zmianę których, spawacz operujący ręcznie reaguje odpowiednio w czasie rzeczywistym. spawanie orbitalne jest procesem zautomatyzowanym, realizowanym za pośrednictwem specjalnie przystosowanych do tego celu głowic spawalniczych przemieszczających się względem nieruchomego złącza. technika spawania orbitalnego jest wykorzystywana m.in. do wykonywania rurociągów, wężownic i innych konstrukcji rurowych. w technice spawania orbitalnego mogą być wykorzystywane różne metody spawania (najczęściej tig). w przypadku elementów rurowych o grubości ścianki do 2 mm proces spawania tig może być prowadzony marcin drabarz, tomasz chmielewski, dariusz golański przeglad welding technology review bez dodatku spoiwa, podczas spawania elementów o większej grubości, materiał dodatkowy jest stosowany [1÷5]. celem pracy jest porównanie wpływu obecność tlenu w gazie formującym na właściwości złączy dwóch popularnych gatunków stali nierdzewnych. oprócz wspomnianej wcześniej ochrony przed utlenianiem, drugim ważnym powodem stosowania gazu formującego jest kształtowanie struktury stereometrycznej powierzchni grani, określane mianem formowania grani. ze względu na wysoką cenę czysty argon powinien być stosowany do formowania grani tylko w uzasadnionych przypadkach. tańsza od argonu jest mieszanka azotu z wodorem, lecz podwyższa ryzyko wystąpienia pęknięć, zwłaszcza kiedy stal wykazuje skłonność do utwardzenia w swc. w związku z tym, gazem zalecanym i najczęściej stosowanym do ochrony lica oraz grani podczas spawania metodą tig austenitycznej stali cr-ni jest argon lub jego mieszanka z wodorem (do ok. 5%). wpływ tlenu w gazie osłonowym/formującym na właściwości spoiny jest bardzo istotny. 118 przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 podczas procesu spawania stali zawsze należy liczyć się z oddziaływaniem tlenu na jeziorko ciekłego metalu. intensywność utleniania zależy od składu atmosfery oraz temperatury ośrodka i zawsze zachodzi w przestrzeni łukowej i w kąpieli metalu. silniej od strony lica i dużo słabiej od strony grani [1÷6]. ze względu na konwekcyjny ruch cieczy w kąpieli metalicznej, produkty utleniania mogą docierać głębiej pod powierzchnię. w orbitalnej odmianie spawania tig stosowana jest obojętna chemicznie osłona gazowa lica w postaci argonu lub helu. ma ona za zadanie zapobiegać zachodzeniu niepożądanych reakcji pomiędzy kąpielą metaliczną a otaczającą atmosferą oraz zapobiegać utlenianiu elektrody. stosowana jest także osłona grani w postaci gazu formującego, którym może być argon, hel, azot lub ich domieszki np. z wodorem o udziale do 5%. pomimo stosowania ochrony gazowej cząsteczki tlenu mogą przedostać się do obszaru kąpieli metalicznej. utlenianie może być również spowodowane pośrednio poprzez tlenki znajdujące się na powierzchni materiałów spawanych. utlenianiu podlegają wszystkie składniki stopowe metalu, jednakże w zależności od ich powinowactwa do tlenu, następuje to z różną intensywnością. tlen powoduje również zmianę napięcia powierzchniowego jeziorka ciekłego metalu i może powodować zubożenie metalu z dodatków stopowych np. chrom. obniża to odporność korozyjną stali. z tego powodu dla typowych austenitycznych stali chromowo-niklowych gat. 304 zawartość tlenu w gazie formującym nie powinna przekraczać 20 ppm. w przypadku stali gat. 316l utrata właściwości antykorozyjnych na skutek tworzenia się wysokotemperaturowych tlenków chromu następuje, jeżeli ilość tlenu w gazie osłonowym przekracza 50 ppm [6]. warunki spawania problem czystości gazu formującego jest istotny, a jego kontrola może nastręczać trudności zwłaszcza w przypadku spawania orbitalnego rur instalacji, która została już częściowo wstępnie sczepiona. tak przygotowany do spawania rurociąg jest wypełniany gazem formującym i zwykle tylko w określonych miejscach za pomocą czujnika można określić stężenie tlenu resztkowego w rurociągu. w ramach eksperymentu wykonano złącza próbne na rurach stalowych w gatunku 304l oraz 316l wg alsi (wg en10088 1.4306 oraz 1.4404; wg din x2crni19-11 oraz x2crnimo17-12-2) z różnym stężeniem tlenu (6 ppm oraz 500 ppm) w gazie formującym. średnica zewnętrzna rur wynosiła 70 mm, grubość ścianki 2 mm. spawano bez materiału dodatkowego, jako gaz osłonowy i formujący stosowano argon 99,995% (i1 wg pn-en iso 14175). przed przystąpieniem do spawania rurociągu przepłukano wnętrze rury gazem formującym. natężenie przepływu gazu płuczącego wynosiło 10 l/min. po osiągnięciu zaplanowanego na potrzeby eksperymentu stężenia tlenu w gazie (argonie) formującym w rurociągu zmniejszono przepływ do wartości ok. 2 l/min ze względu na konieczność utrzymania nieznacznego nadciśnienia wewnątrz rurociągu. bezpośrednio po spawaniu utrzymywano niewielki przepływ gazu formującego, aż do momentu, gdy temperatura złącza osiągnęła wartość poniżej 200 °c. kąt wierzchołkowy nietopliwej elektrody wolframowej wynosił 30° (koniec elektrody stępiony), długość łuku 1,5 mm, elektroda zorientowana prostopadle do stycznej i do tworzącej rury. na rysunku 1 przedstawiono zestaw parametrów spawania. złącze podzielono na 4 sektory, dla których parametry spawania zostały dobrane z bazy danych synergicznego systemu sterowania. największe natężenie prądu spawania stosowano w sektorze 3, w pozycji pionowej z góry do dołu, co jest związane z grawitacyjnym opadaniem jeziorka ciekłego metalu, w związku z czym potrzebne jest stosunkowo dużo energii do wykonania przetopu [6÷9]. stosowano impulsowe zasilanie łuku o natężeniu prądu impulsu ok. 70 a i natężenia prądu bazowego ok. 30 a dla stali 304l i ok. 5% mniej dla stali 316l (z kilkuprocentowymi zmianami w sektorach). czas trwania obu faz cyklu był równy i wynosił 0,2 s. prędkość spawania na całym obwodzie wynosiła 85 mm/min. zakładka końca spoiny na jej początek sięga 20% długości pierwszego sektora. natężenie prądu podczas wygaszania łuku wynosiło 3 a, a czas 5 s. bezpośrednio po zakończeniu spawania, jeszcze przez 30 s. utrzymywany był stały przepływ gazu osłonowego, aby umożliwić wystygnięcie katody i spoiny w gazie obojętnym. całkowity czas procesu spawania razem z początkowym i końcowym przepływem gazu wynosi 214,5 s. tj. 3,5 min i jest on ok. 2 razy krótszy od czasu potrzebnego do ręcznego wykonania spawania przez doświadczonego spawacza. wykonano próby spawania dla stężenia tlenu resztkowego w gazie formującym w wysokości 6 ppm i 500 ppm. lico wszystkich wykonanych spoin jest czyste i bez widocznych przebarwień. podczas spawania, od strony lica była pełna (beztlenowa) ochrona gazowa. elektroda poruszała się w zamkniętej komorze wypełnionej argonem ze stałym przepływem gazu. próby spawania wykonano przy użyciu systemu do spawania orbitalnego orbimat165 ca, opartego na głowicy orbiweld 76s z wodnym chłodzeniem, opisanym w publikacji [3]. do pomiaru stężenia tlenu resztkowego zastosowano urządzenie oxy integral oxygen analyser firmy orbitec. zakres pomiarowy tego urządzenia wynosi 5÷999 ppm (part per milion – cząstek tlenu na milion; 1ppm = 0,000001). kryteria akceptowalności wykonanych złączy opisano w pracy [3]. rys. 1. parametry spawania w poszczególnych sektora obwodu 0–370° fig. 1. welding parameters in specific circuit sectors 0–370° prąd zajarzania 25 a czas tworzenia jeziorka 5,0 sec. wstępny przepływ gazu 15,0 sec. prąd zajarzania 25 a czas tworzenia jeziorka 5,0 sec. wstępny przepływ gazu 15,0 sec. sektor 1 0–45o czas 19,40 sec. wp prąd 70,0 a np prąd 31,5 a wp czas 0,20 sec. np czas 0,20 sec. wp prędkość 85 m/min np prędkość 85 m/min rampa 0% sektor 1 0–45o czas 19,40 sec. wp prąd 74,9 a np prąd 33,7 a wp czas 0,20 sec. np czas 0,20 sec. wp prędkość 85 m/min np prędkość 85 m/min rampa 0% sektor 2 45–135o czas 38,81 sec. wp prąd 67,2 a np prąd 30,2 a wp czas 0,20 sec. np czas 0,20 sec. wp prędkość 85 m/min np prędkość 85 m/min rampa 20% sektor 2 45–135o czas 38,81 sec. wp prąd 71,9a np prąd 32,3 a wp czas 0,20 sec. np czas 0,20 sec. wp prędkość 85 m/min np prędkość 85 m/min rampa 20% sektor 3 135–240o czas 45,28 sec. wp prąd 71,4 a np prąd 32,1 a wp czas 0,20 sec. np czas 0,20 sec. wp prędkość 85 m/min np prędkość 85 m/min rampa 20% sektor 3 135–240o czas 45,28 sec. wp prąd 76,4 a np prąd 34,3 a wp czas 0,20 sec. np czas 0,20 sec. wp prędkość 85 m/min np prędkość 85 m/min rampa 20% sektor 4 240–370o czas 56,06 sec. wp prąd 68,6 a np prąd 30,9 a wp czas 0,20 sec. np czas 0,20 sec. wp prędkość 85 m/min np prędkość 85 m/min rampa 20% sektor 4 240–370o czas 56,06 sec. wp prąd 73,4 a np prąd 33,1 a wp czas 0,20 sec. np czas 0,20 sec. wp prędkość 85 m/min np prędkość 85 m/min rampa 20% prąd końcowy 3 a wygaszenie 5,0 sec. przepływ gazu po spaw 30,0 sec. czas całkowity 214,5 sec. czas spawania 169,5 sec. prąd końcowy 3 a wygaszenie 5,0 sec. przepływ gazu po spaw 30,0 sec. czas całkowity 214,5 sec. czas spawania 169,5 sec. 119przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 badania mikrostrukturalne złączy  stali 304 na rysunku 2 pokazano mikrostrukturę spoiny stali 304l wykonanej ze stężeniem tlenu 6 ppm w gazie formującym. w osi spoiny występują ziarna równoosiowe (tzw. strefa kryształów równoosiowych), gdzie ziarna moją stosunkowo większą swobodę wzrostu. krystality od linii wtopienia, gdzie zaczyna się zarodkowanie od powierzchni stałej są nieregularne, ponieważ kolejne powstałe dendryty nakładają się tam na siebie, wzajemnie się zniekształcając, są również skierowane ku środkowi, tzn. rozrastają się w kierunku uprzywilejowanym energetycznie, tj. w kierunku odprowadzania ciepła. jest to tzw. strefa kryształów słupowych. ślady po krystalizacji spoiny skierowane ku górze, świadczą o odpowiednich proporcjach głębokości do szerokości spoiny. taka krystalizacja zapobiega zamknięciu ciekłego metalu wewnątrz spoiny, przez co uniemożliwia chemiczną niejednorodność [9÷12]. ponadto widoczne są dwie, niewyraźne linie wtopienie w kolejne, zastygnięte jeziorka ciekłego metalu. główna linia wtopienia w materiał rodzimy jest dość szeroka i nieregularna. może ona również posiadać podwyższoną zawartość ferrytu δ co jest charakterystyczne dla spoin, których krystalizacja rozpoczyna się od ferrytu δ. mechanizm tworzenia się tego obszaru wygląda następująco: (1) na skutek wysokiej temperatury, w pobliżu linii wtopienia rozpoczyna się przemiana γ→δ, (najczęściej na istniejących już ziarnach ferrytu δ), która postępuje w obszarach o większej zawartości chromu; (2) w czasie szybkiego chłodzenia spoiny, w obszarach tych nie nadąża dokonać się przemiana powrotna δ→γ, przez co nie uzyskują struktury równowagowej, a co za tym idzie, zawartość ferrytu δ jest w nich podwyższona [12]. podwyższona wartość ferrytu powoduje mniejszą odporność na korozję złącza spawanego stali 304l. swc posiada szerokość ok. 0,6 mm. poniższej przedstawiona została analiza geometryczna wykonanych złączy na podstawie zdjęć metalograficznych próbek pobranych w drugim sektorze spoiny (patrz rys. 1) oraz analiza makroskopowa lica i grani spoiny wraz z oceną powstałych przebarwień. analizie poddano obszar sektora 2. ponieważ do jego wykonania stosowana jest wyższa wartość energii liniowej spawania co wiąże się ze wzrostem powinowactwa chemicznego tlenu do składników stali. wykonanie połączenia stali 304l przy stężeniu tlenu resztkowego w gazie formującym w wysokości 6 ppm pozostawia czystą i białą grań bez przebarwień (rys. 2). rysunek 3 obrazuje stan złącza spawanego stali 304l wykonanego ze stężeniem tlenu 500 ppm w gazie formującym. przy tej wielkości grań spoiny posiada znaczne naloty barwne. lico spoiny sektora 2 (rys. 2b) w zasadzie o stałej szerokości 4,8 mm na całej długości sektora 2. dopiero podczas przejścia z sektora 2 na 3 następuje zwiększenie szerokości lica. grań (rys. 2c) o stałej szerokości 2,9 mm, cieńsza niż w sektorze 1. o 0,6 mm, grubość spawanego materiału wynosi około 2 mm i jest ona zgodna z klasą wykonania t3 wg pn-en iso 1127:1999. lico spoiny jest szersze o 1,8 mm od grani. wtopienie jest równomierne, liniowe i symetryczne, nie występuje charaktrystyczny dla spawania w osłonie argonu kształt spoiny w postaci kielicha. lico i grań spoiny mają niewielkie nadlewy wielkości odpowiednio 0,12 mm i 0,15 mm, mieszczą się one w dopuszczalnym zakresie podanym w asme bpe-2007. na długości spoiny zaobserwowano niewielkie przesunięcie od osi wzdłużnej, spowodowane przez nieznaczne przesadzenie ruru. przesunięcie to mieści się w dopuszczalnym zakresie wg asme bpe -2007. szerokość spoiny jest zmienna nawet w obszarze jednego sektora parametrów spawania. spoina ma tendencję do odchylania się od osi złącza na niewielkie wartości dopuszczalne w normie asme bpe-2007. ponadto prążki na licu są w kształcie łuków owalnych, rozmieszczonych na długości w sposób niesymetryczny i nierównomierny. rys. 2. spoina z sektora 2 złącza ze stali 304l wykonanego przy stężeniu tlenu resztkowego 6 ppm w gazie formującym, a) geometria i mikrostruktura spoiny, b) widok lica spoiny, c) widok grani spoiny fig. 2. metallographic picture in sector 2 of 304l stainless steel weld formed at a concentration of 6 ppm of residual oxygen in the forming gas, a) geometry and microstructure of weld, b) weld face appearance, c) the appearance of the weld root rys. 3. spoina z sektora 2 stali 304l wykonana przy stężeniu tlenu resztkowego 500 ppm w gazie formującym, a) geometria i mikrostruktura spoiny, b) widok lica spoiny, c) widok grani spoiny fig.  3. metallographic picture sector 2 of 304l stainless steel weld formed at a concentration of 500 ppm of residual oxygen in the forming gas. a) geometry and microstructure of weld, b) weld face appearance, c) the appearance of the weld root lico spoiny wykonanej przy stężeniu 500 ppm tlenu resztkowego w gazie formującym (rys. 3b) w pierwszej części sektora 2 ma stałą szerokość ok. 4,4 mm. linie graniczne lica spoiny są proste, co świadczy o stabilnym łuku elektrycznym, a także o braku odchyleń od osi złącza. w drugiej części sektora 2 odnotowano zwiększenie szerokości lica do 5 mm i jego odchylenie od osi złącza (widać je również poniżej, na zgładzie metalograficznym). jest to tylko miejscowe odchylenie, po którym szerokości lica wraca a) b) c) a) b) c) 120 przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 do poprzedniej wartości. lico spoiny jest płaskie, z widocznym przesadzeniem łączonych rur. ślady po krystalizacji punktowych jeziorek spawalniczych są nieregularne. grań spoiny w pierwszej części sektora 2 ma stałą szerokość, jak w sektorze 1 – ok. 3,4 mm. widoczne jest miejscowe odchylenie grani od osi złącza, które następuje w tym samym miejscu co odchylenie lica. w tym miejscu grań zmniejsza swoją szerokość do 3,2 mm. w dalszej części grań spoiny wraca do osi, zwiększając swoją szerokość. przy zmianie parametrów z sektora 2 na sektor 3 następuje znaczne zmniejszenie szerokości grani oraz jej przebarwienia od koloru ciemno-niebieskiego (na początku sektora) przez fioletowo/purpurowy (na jego środku), do szarożółto-brunatnego na końcu tego sektora. swc w sektorach 2 i 3 ma znacznie mniejsze przebarwienie niż w sektorze 1. grubość spawanego materiału wynosi 2,01 mm i jest ona zgodna z klasą wykonania t3 wg pn-en iso 1127:1999. badany wycinek spoiny (rys. 3a) został pobrany w miejscu odchylenia się spoiny, gdzie lico jest szersze o 1,9 mm od grani (jest to właśnie skutkiem odchylenia łuku od osi złącza). również z tego powodu nierównomierne jest wtopienie, a przesunięcie lica w prawą stronę znacznie widoczne. kształt wtopienia z obu stron jest charakterystyczny dla spawania w osłonie argonu, spoina ma wygląd kielicha. należy również zauważyć znaczne przesunięcie łączonych ścianek o ok. 0,15 mm, co jednak mieści się w dopuszczalnym zakresie podanym w asme bpe-2007. od strony grani występuje nadlew wielkości 0,16 mm, mieści się on w dopuszczalnym zakresie. biorąc pod uwagę przesunięcie ścianek łączonych elementów, lico spoiny można ocenić jako płaskie. pomimo poprawności geometrycznej spoiny, jest ona niezgodna ze względu na występujące nadmierne przebarwienie grani i swc (wg aws d18.2:2009) powstałe w wyniku oddziaływania tlenu na spoinę. badania mikrostrukturalne złączy  stali 316l na rysunku 4 pokazano mikrostrukturę spoiny stali 316l wykonanej ze stężeniem tlenu 6 ppm w gazie formującym, która jest istotnie odmienna od struktury złącza stali 304l wykonanej w podobnych warunkach, opisanej powyżej. w spoinie stali 316l zaobserwowano dwa różne strukturalnie obszary, które są zależne od gradientu temperatury i prędkości chłodzenia. w związku z tym że w środku spoiny jest mniejszy gradient temperatury i mniejsza prędkość chłodzenia, powstała struktura jest bardziej drobnoziarnista i regularna, dendrytyczna – równoosiowa. tworzenie się stref równoosiowych w osi spoiny wynika również z heterogenicznego zarodkowania. zarodki krystalizacji powstają na wcześniej skrystalizowanych jeziorkach ciekłego metalu topionego prądem impulsowym. w strefach wtopienia struktura ma już większe i wyraźnie podłużne ziarna. w tym miejscu struktura jest kolumnowo-dendrytyczna. dzieje się tak, ponieważ kolejne ziarna podczas krystalizacji blokują się wzajemnie, zniekształcając się oraz wydłużając. mimo tego struktura dalej pozostaje stosunkowo drobnoziarnista. na rysunku 4 widać ślady rozrostu ziaren ku górnej części spoiny, w kierunku działania źródła ciepła, prostopadle do linii wtopienia, co świadczy m.in. również o odpowiednim stosunku szerokości do wysokości spoiny. na obrazie mikrostruktury widać kilka linii wtopienia, ponieważ podczas spawania prądem pulsacyjnym spoina jest zbiorem połączonych ze sobą pojedynczych jeziorek ciekłego metalu, które są wtopione w siebie i materiał rodzimy. swc jest minimalna – ok. 0,3 mm. w środkowej części spoiny przy licu i grani widać ślady po przegrzaniu materiału. na rysunku 4 pokazano lico spoiny z sektora 2, płaskie o stałej szerokości 4,7 mm, z równymi odstępami pomiędzy prążkami na licu. grań spoiny o stałej szerokości 3,3 mm z niewielkim zwężeniem w połowie sektora 2. grań ma zauważalne uwypuklenie na całej długości sektora, mniejsze w jego drugiej połowie. uwypuklenie to jest spowodowane m.in. oddzia ływaniem siły grawitacji na jeziorko ciekłego metalu. grubość spawanego materiału wynosi ok. 1,94 mm i jest ona zgodna z klasą wykonania t3 wg iso 1127. lico spoiny jest szersze o 1,4 mm od grani. wtopienie jest prawidłowe z obu stron, jednakże należy zaznaczyć, że z prawej strony mamy kształt kielicha, a lewa strona nie jest symetryczna. po obu stronach spoiny są niewielkie nadlewy rzędu setnych części milimetra. mieszczą się one w dopuszczalnym zakresie podanym amerykańską normą asme bpe-2007. na długości spoiny widać niewielkie przesunięcia rzędu setnych części milimetra (większe niż w pierwszym sektorze). przesunięcie to jest akceptowalne, mieści się w dopuszczalnym zakresie. spoina w sektorze drugim jest akceptowalna z punktu widzenia geometrii i przetopu. na rysunku 5 pokazano mikrostrukturę spoiny stali 316l wykonanej przy stężeniu tlenu w gazie formującym 500 ppm. lico jest o stałej szerokości ok. 5 mm z równymi odstępami pomiędzy prążkami pozostałymi po zastygnięciu jeziorek ciekłego metalu. w górnej części spoiny ma miejsce nierównomierna szerokość lica spoiny. z tego miejsca został pobrany wycinek, na zgład metalograficzny. szerokość lica wynosi 5,8 mm. błądzenie łuku ma swoje odzwierciedlenie w grani spoiny, gdzie mamy miejscowe zmniejszenie szerokości. tuż przed zmianą parametrów lico spoiny się wyrównuje i spoina wraca do stałej szerokości. lico spoiny jest płaskie w całym sektorze. grań spoiny (rys. 5c) o stałej szerokości ok. 3,5 mm do kąta 90 stopni od położenia początkowego. grań ma zauważalne uwypuklenie na całej długości sektora 2, mniejsze w jego drugiej połowie. w drugiej części sektora 2 następuje zwężenie grani i miejscowy brak przetopu. przebarwienia występują na całej długości sektora na grani oraz w swc. mają one kolor ciemno i jasno-niebieski. przy zmianie parametrów z sektora 2 na 3 zmienia kolor na fioletowy. widoczne przebarwienie wg amerykańskiej normy aws d18.2:2009 nie dopuszcza tej spoiny do użytkowania. rys. 4. spoina z sektora 2 złącze ze stali 316l wykonane przy stężeniu tlenu resztkowego 6 ppm w gazie formującym, a) geometria spoiny oraz mikrostruktura, b) wygląd lica spoiny, c) wygląd grani spoiny fig. 4. metallographic picture in sector 2 of 316l stainless steel weld formed at a concentration of 6 ppm of residual oxygen in the forming gas, a) geometry and microstructure of weld, b) weld face appearance, c) the appearance of the weld root a) b) c) 121przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 grubość spawanego materiału wynosi ok. 1,95 mm i jest ona zgodna z klasą wykonania t3 wg iso 1127. w miejscu błądzenia łuku lico spoiny jest szersze o 2,8 mm od grani, od strony lica jest w zasadzie płaskie. grań spoiny ma nadlew wielkości 0,17 mm. spoina w przekroju ma kształt kielicha, charakterystyczny podczas spawania w osłonie argonu. ze względu na przebarwienie spoina jest nieakceptowalna. rys. 5. zdjęcie metalograficzne zgładu z sektora 2 złącza ze stali 316l wykonanego przy stężeniu tlenu resztkowego 500 ppm w gazie formującym, a) geometria spoiny oraz mikrostruktura, b) wygląd lica spoiny, c) wygląd grani spoiny fig. 5. metallographic picture in sector 2 of 316l stainless steel weld formed at a concentration of 500 ppm of residual oxygen in the forming gas, a) geometry and microstructure of weld, b) weld face appearance, c) the appearance of the weld root pomiary twardości w osi pionowej spoiny  oraz w obszarze grani pomiary twardości materiału spoiny wykonano w dwóch kierunkach, w kierunku osi pionowej (wysokości spoiny) lico-grań oraz w obszarze grani na linii mr-swc-spoina-swcmr. wykonane zostały po 4 pomiary dla jednego punktu. na wykresie przedstawiono wartość średnią oraz jej odchylenie standardowe przy 95% poziomie ufności. na rysunku 6 przedstawiony został rozkład twardości wykonany na przekrojach poprzecznych złączy w sektorze 2 dla wszystkich czterech wariantów. w złączach stali 316l zaobserwowano nieznaczne zmiany twardości przy stosunkowo niskim odchyleniu standardowym. w złączach stali 304l twardość jestz reguły znacznie wyższa przy dużym odchyleniu standardowym od wartości średniej. zaobserwowano również znaczny wzrost twardości wraz ze wzrostem stężenia tlenu w gazie formującym. na rysunku 7 przedstawiono zestawienie rozkładów twardości od strony grani w linii równoległej do powierzchni rur. we wszystkich przypadkach są wyraźne spadki twardości w obszarach swc. w złączach ze stali 316l nie zaobserwowano istotnego wzrostu twardości w spoinie zarówno dla niższego, jak i wyższego stężenia tlenu w gazie formującym. uwagę zwraca natomiast duży wpływ obecności tlenu w gazie formującym na twardość w spoinach stali 304l. stężenie 6 ppm tlenu powoduje wzrost twardości w obszarze grani do ok. 190 μhv0,1, a wzrost stężenia tlenu do 500 ppm skutkuję osiągnięciem maksymalnej twardości około 250 μhv0,1. rys. 6. zdjęcie metalograficzne zgładu z sektora 2 złącza ze stali 316l wykonanego przy stężeniu tlenu resztkowego 500 ppm w gazie formującym, a) geometria spoiny oraz mikrostruktura, b) wygląd lica spoiny, c) wygląd grani spoiny fig.  6. metallographic picture in sector 2 of 316l stainless steel weld formed at a concentration of 500 ppm of residual oxygen in the forming gas, a) geometry and microstructure of weld, b) weld face appearance, c) the appearance of the weld root a) b) c) rozkład twardości w spoinach (lico-grań) tw ar do ść , μ h v 0, 1    odległość, mm   304l 6 ppm o2 304l 500 ppm o2 316l 6 ppm o2 316l 500 ppm o2  122 przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 literatura [1] t. chmielewski: projektowanie procesów technologicznych – spawalnictwo, oficyna wydawnicza politechniki warszawskiej, warszawa, 2013. [2] m. gucwa, r. bęczkowski, m. stefański: spawanie orbitalne wężownic ze stali vm12-shc, przegląd spawalnictwa, vol. 87(10), s.120–123, 2015. [3] m. drabarz, t. chmielewski, wpływ tlenu resztkowego w gazie formującym na wybrane właściwości grani złącza stali 304l spawanego tig orbitalnie, przegląd spawalnictwa, vol. 89 (1), s. 45–50, 2017. [4] g. rogalski, j. łabanowski, d. fydrych, a. świerczyńska: wpływ obróbki cieplnej na właściwości spawanych austenitycznych rur wymienników ciepła, przegląd spawalnictwa, vol. 86(6), s. 24–31, 2014. [5] t. sałaciński, w. sosnowski: wykorzystanie źródeł laserowych led do spajania cienkościennych elementów z blach nierdzewnych, przegląd spawalnictwa, vol. 88 (12), s. 10–14, 2016. [6] k. ferenc, t. chmielewski, i inni: technika spawalnicza w praktyce poradnik inżyniera, konstruktora i spawacza, verlag dashofer, 2009. [7] j. górecki, t. chmielewski, a. kolasa: automatyczne spawanie łukiem krytym elementów rurociągów ze stali nierdzewnej 347, spajanie metali i tworzyw w praktyce 11(4), s. 16–19, 2005. [8] m. węglowski, t. chmielewski, k. kudła: ocena wydajności spawania niskoenergetycznego procesu speedroot w pozycji pg, przegląd spawalnictwa, vol. 83(12), s. 26–30, 2011. [9] t. chmielewski, m. węglowski, k. kudła: spawanie w pozycji pf metodą mma z wykorzystaniem nowej funkcji up w zasilaczach inwertorowych zbudowanych w technice micor, przegląd spawalnictwa, vol. 86(9), s. 45–49, 2014. [10] aws d18.2:2009, guide to weld discoloration levels on inside of austenitic stainless steel tube, american welding society 2009. [11] k. kimbrel: determining acceptable levels of weld discoloration on mechanically polished and electropolished stainless steel surface, [w:] pharmaceutical engineering, vol. 31 no. 6, december 2011. [12] e. tasak: metalurgia spawania, wydawnictwo „jak” andrzej choczewski, kraków 2008. podsumowanie i wnioski  – na rysunkach 6 i 7 przedstawiono rozkłady twardości, z których wynika, że wzrost stężenia tlenu z 6 ppm do 500 ppm w gazie formującym spowodował istotny wzrost twardości w spoinie ze stali 304l, natomiast w przypadku spoiny ze stali 316l tak istotnego wpływu stężenia tlenu resztkowego na twardość spoiny nie zarejestrowano. – złącza obu stosowanych gatunków stali wykonane przy stężeniu tlenu w gazie formującym – 6 ppm, charakteryzują się ogólnie większą jednorodnością twardości w przekroju poprzecznym. – wysoka twardość spoin ze stali 304l wykonanych przy stężeniu tlenu resztkowego w gazie formującym – 500 ppm, może mieć istotny wpływ na właściwości mechaniczne wykonanych złączy, w tym np. wytrzymałość zmęczeniową. – należy bezwzględnie przestrzegać zasad właściwego wypełnienia rurociągu gazem formującym i zabezpieczać miejsca spawane przed dostępem powietrza. – repasywacja nadmiernie utlenionej stali może częściowo przywrócić odporność korozyjną utlenionej powierzchni, natomiast utwardzenie obszaru grani powstałe poprzez nadmierne utlenienie jest nieodwracalne. rys. 7.  rozkład twardości w przekroju poprzecznym złącza w obszarze grani dla złączy ze stali 304l i 316l wykonanych przy 6ppm i 500ppm zawartości tlenu w gazie formującym fig. 7. hardness distribution in cross-section in root area in joints of 304l and 316l obtained with 6ppm and 500 ppm oxygen in forming gas odległość, mm   tw ar do ść , μ h v 0, 1    rozkład twardości w spoinach od strony grani 304l 6 ppm o2 304l 500 ppm o2 316l 6 ppm o2 316l 500 ppm o2  nr 9 2014 lr.pdf 77przegląd spawalnictwa 9/2014 jerzy czechowski patryk stempak zastosowanie specjalnych podkładek ceramicznych przy spawaniu blach ze stopu niklu w osłonie gazowej application of special ceramic backings   for welding the sheets of ni alloy in inert gas dr inż. jerzy czechowski – instytut ceramiki i materiałów budowlanych, gliwice; inż. patryk stempak – huta zabrze s.a. autor korespondencyjny/corresponding author: jczechowski@icimb.pl streszczenie przedstawiono wyniki optymalizacji warunków zastosowania specjalnych podkładek ceramicznych do spawania aparatury z blach ze stopu niklu c-22 w osłonie gazu obojętnego. podkreślono zalety ich użycia, tj. uzyskanie nieutlenionego przetopu, zapewnienie stałej wysokości grani, łatwość stosowania i możliwość wielokrotnego użytku. słowa kluczowe: podkładki ceramiczne, stopy niklu, spawanie abstract the results of optimization of special ceramic backings application for welding the ni c-22 alloy sheets in inert gas has been presented. the advantages of their using i.e. obtaining the unoxidized butt joins with constant height, simplicity of application and possibility of reusing were stressed. keywords: ceramic backings, nickel alloys, welding wstęp zastosowanie osłony grani spoiny przy użyciu gazu obojętnego jest konieczne przy spawaniu stali wysokostopowych, nierdzewnych, energetycznych oraz stopów niklu, miedzi i tytanu. tradycyjnie doprowadzenie gazu odbywa się przez bezpośredni nadmuch albo przez indywidualnie przygotowane do konkretnej spawanej konstrukcji podkładki miedziane umożliwiające doprowadzenie gazu do złącza. obydwa rozwiązania są kosztowne, co wynika ze znacznego zużycia argonu w pierwszym przypadku lub kosztów wykonania podkładki miedzianej. ponadto w przypadku stosowania podkładek miedzianych następuje szybkie odprowadzanie ciepła. w oddziale materiałów ogniotrwałych icimb opracowano uniwersalne podkładki segmentowe umożliwiające doprowadzenie gazu do miejsca spawania, zarówno do powierzchni płaskich, jak i po łuku [1, 2]. wahliwe segmenty o długości 20 mm (w20) mogą być stosowane przy krzywiznach o dużym promieniu, natomiast o długości 7 mm (w7) przy małych promieniach krzywizny. mocowane są szczelnie za pomocą taśmy samoprzylepnej pod granią spawanych blach, tak jak to pokazano na rysunku 1. poniżej przedstawiono zastosowanie podkładek w zakładzie budowy maszyn huty zabrze s.a. do spawania elementów aparatury dla potrzeb przemysłu koksowniczego. 78 przegląd spawalnictwa 9/2014 tablica i. zoptymalizowane warunki spawania z użyciem podkładek ceramicznych table i. optimimum conditions of welding with ceramic backings rys. 1. podkładka segmentowa gw/w7 na taśmie samoprzylepnej fig. 1. sectional ceramic backing gw/w7 on self gluing tape rys. 2. grań złącza doczołowego wykonanego bez odpowiedniej osłony argonowej fig. 2. the butt join obtained without inert gas warunki i wyniki spawania z użyciem podkładek do wykonania aparatury użyto blachy ze stopu niklu c-22 (nicr21mo14w-2.4602) o grubości od 2 do 8 mm. w celu zapewnienia odpowiedniej osłony grani przy spawaniu złączy doczołowych zastosowano podkładki ceramiczne umożliwiające doprowadzenie gazu obojętnego bezpośrednio do spawanych powierzchni. przy średnicach zewnętrznych > 406 mm i wewnętrznych > 273 mm stosowano podkładki gw/w20, a przy średnicach zewnętrznych > 273 mm i średnicach wewnętrznych > 117 mm podkładki gw/w7 (symbol gw oznacza rodzaj tworzywa ceramicznego, w tym przypadku mulitowo-kordierytowego). optymalizowano proces spawania z użyciem podkładek, w efekcie czego ustalono za najkorzystniejsze warunki zestawione w tablicy i. przygotowanie złącza metoda spawania tig (141) prąd spawania 100 a materiał podstawowy nicr21mo14w (2.4602) materiał dodatkowy φ1.6 aws a5.14: 2010 ernicrmo-14 prędkość spawania ok. 12 cm/min przepływ gazu osłaniającego grań 8÷9 l/min gaz osłonowy ar czystość gazu 5,0 zastosowanie podkładek przy stałym przepływie argonu umożliwiło uzyskanie czystego, nieutlenionego przetopu i zapewniło odpowiednią, stałą wysokość grani (rys. 4). na rysunku 2 przedstawiono grań złącza bez zastosowania podkładek i osłony gazowej, natomiast na rysunku 3 porównanie grani złącza bez osłony gazowej (po prawej stronie) i z osłoną argonową (po lewej stronie). użycie podkładek umożliwiło uzyskanie złącza o ustabilizowanej szerokości i wysokości; wyraźnie uwidacznia się znaczne ograniczenie strefy wpływu ciepła (swc) w warunkach przepływu argonu. rys. 3. porównanie swc przy zastosowaniu podkładek bez przepływu argonu (po prawej) i z przepływem argonu (po lewej) fig. 3. comparison of heat affected zones with the application of backings without flowing argon (right side) and with argon (left side) rys. 4. grań złącza doczołowego wykonanego z użyciem podkładek ceramicznych przy odpowiednim przepływie argonu fig. 4. butt join obtained with the ceramic backongs and proper argon flow 79przegląd spawalnictwa 9/2014 podczas wstępnych prób zmierzających do zoptymalizowania warunków spawania ustalono, że najkorzystniejszy jest przepływ argonu o natężeniu 8÷9 l/min. stwierdzono, że zbyt duży przepływ prowadzi do powstawania wklęśnięć. podkładki dostarczane w pasmach o łącznej długości segmentów na taśmie samoprzylepnej wynoszącej 600 mm były proste w użyciu. ze względu na łatwość odjęcia segmentów lub połączenia z następnymi można je było dopasować do długości spawanego złącza. stwierdzono, że podkładki nie ulegały uszkodzeniom w czasie spawania i mogły być stosowane wielokrotnie. konieczna była jedynie wymiana samoprzylepnej taśmy aluminiowej, aby zapewnić ścisłe jej przyleganie do spawanych blach. na rysunku 5 przedstawiono efekt rozszczelnienia układu w wyniku odklejenia się taśmy samoprzylepnej. powierzchnia przetopu w tym przypadku była zmatowiona utleniona, a swc szerokie. podsumowanie zastosowanie segmentowych podkładek ceramicznych umożliwiających doprowadzenie gazu obojetnego do spawanych powierzchni blach ze stopu niklu wykazało: – możliwość uzyskania czystego, nieutlenionego przetopu ze znacznie ograniczoną swc, – skrócenie czasu spawania ze względu na brak konieczności podpawania złącza, – prostotę mocowania i dopasowywana podkładek do długości złącza, – możliwość wielokrotnego użycia podkładek. literatura [1] czechowski j., pawełek a., warsz k.: podkładki ceramiczne do spawania stali specjalnych nierdzewnych w osłonie gazu obojętnego, przegląd spawalnictwa, 2014, t. 86, nr 1, s. 19-22. [2] pawełek. a., czechowski j., warsz k.: spawanie stali specjalnych nierdzewnych w osłonie gazu obojętnego z zastosowaniem specjalnych podkładek ceramicznych, mat. ceram. 2011, t. 63, nr 3, s. 595-602. rys. 5. grań złącza i swc w przypadku odklejenia się taśmy samoprzylepnej fig. 5. butt joint and heat affected zone in case of tape unsticking imię i nazwisko kontakt do osoby zamawiającej: adres nip zamawiam książkę plany spawania – teoria i praktyka w redakcji przegląd spawalnictwa w liczbie .... egz. cena cena 1 egzemplarza książki jacka słani: plany spawania – teoria i praktyka wynosi: 80 zł (w tym 5% vat) w celu zamówienia książki w redakcji należy wypełnić formularz zamieszczony obok i przesłać go w formie faksu, skanu lub listu na adres: redakcja – przegląd spawalnictwa aw simp ul. świętokrzyska 14a, 00-050 warszawa tel.: 22 827 25 42, faks: 22 336 14 79 e-mail: pspaw@ps.pl wpłaty należy dokonać na rachunek bankowy: bank bph s.a. oddział w warszawie 45 1060 0076 0000 3200 0043 1836 podpis firma plany spawania teoria i praktyka jacek słania oświadczam, że jestem podatnikiem vat i upoważniam firmę do wystawienia faktury bez podpisu temporary maintenance temporary maintenance the web server for is currently undergoing some maintenance. try this page again what happened? servers and websites need regular maintnance just like a car to keep them up and running smoothly. what can i do? if you're a site vistor if you need immediate assistance, please send us an email instead. we apologize for any inconvenience. if you're the site owner the maintenance period will mostly likely be very brief, the best thing to do is to check back in a few minutes and everything will probably be working normal agian. 201202_pspaw.pdf 20 przegląd spawalnictwa 2/2012 jacek słania plan spawania stalowej kładki dla pieszych i steel footbridge welding plan i dr hab. inż. jacek słania, prof. is – instytut spawalnictwa, gliwice. streszczenie opracowano plan spawania stalowej kładki dla pieszych. omówiono w nim wymagania dotyczące materiałów podstawowych i dodatkowych do spawania, kwalifikacji spawaczy oraz stosowanych urządzeń spawalniczych. przedstawiono ogólne wytyczne dotyczące spawania. omówiono kolejność spawania detali oraz montażu gotowych segmentów. przedstawiono wymagania dotyczące prostowania elementów oraz naprawy wadliwych odcinków spoin. podano też zalecenia dotyczące próbnego montażu. abstract the footbridge welding plan was presented. the standards from this field were quoted. the issues on parent and auxiliary materials, welders qualifications and welding devices were described. what is more, the authors presented overall guidelines on welding technology and the sequence of welding of details and assembling segments. the requirements on straightening elements and repair of faulty joints were shown. there were given recommendations on test-assembly. zakres stosowania niniejszy plan technologiczny dotyczy spawania konstrukcji stalowej kładki dla pieszych. główną konstrukcję stalową nośną kładki zaprojektowano jako dwa spawane dźwigary dwuteowe blachownicowe. dźwigary połączone są ze sobą stężeniami poprzecznymi wykonanymi z profili walcowanych [1÷7]. normy związane – pn-89/s-10050 – obiekty mostowe – konstrukcje stalowe – wymagania i badania. – pn-82/s-10052 – obiekty mostowe – konstrukcje stalowe – projektowanie. – pn-en 10025 – wyroby walcowane na gorąco z niestopowych stali konstrukcyjnych. warunki techniczne dostawy. – pn-en 10204 – wyroby metalowe. rodzaje dokumentów kontroli. – pn-en 287-1 – egzamin kwalifikacyjny spawaczy. spawanie. część 1: stale. – pn-en 1418 – personel spawalniczy. egzaminowanie operatorów urządzeń spawalniczych oraz nastawiaczy zgrzewania oporowego dla w pełni zmechanizowanego i automatycznego spajania metali. – pn-en iso 14175 – materiały dodatkowe do spawania. gazy i mieszaniny gazów do spawania i procesów pokrewnych. – pn-en iso 14341 – materiały dodatkowe do spawania. druty elektrodowe i stopiwo do spawania łukowego elektrodą metalową w osłonie gazów stali niestopowych i drobnoziarnistych. klasyfikacja. – pn-en 756 – spawalnictwo. materiały dodatkowe do spawania. druty elektrodowe i kombinacje drut--topnik do spawania łukiem krytym stali niestopowych i drobnoziarnistych. oznaczenia. – pn-en 760 – materiały dodatkowe do spawania. topniki do spawania łukiem krytym. oznaczenia. – pn-en iso 15609-1 – specyfikacja i kwalifikowanie technologii spawania metali. instrukcja technologiczna spawania. część 1: spawanie łukowe. – pn-en 970: 1999 + ap1 – spawalnictwo. badania nieniszczące złączy spawanych. badania wizualne. – pn-en 1714 + a1: 2005 badania nieniszczące złączy spawanych. badania ultradźwiękowe złączy spawanych. – pn-en 1712 + a1 + a2 – badania nieniszczące złączy spawanych. badania ultradźwiękowe złączy spawanych. poziomy akceptacji. – pn-en iso 17638 – badania nieniszczące spoin. badania magnetyczno-proszkowe. – pn-en iso 23278 – badania nieniszczące spoin. badania magnetyczno-proszkowe spoin. poziomy akceptacji. 21przegląd spawalnictwa 2/2012 – pn-en iso 5817 – spawanie. złącza spawane ze stali, niklu, tytanu i ich stopów (z wyjątkiem spawanych wiązką). poziomy jakości wg niezgodności spawalniczych. – pn-en iso 9013 – cięcie termiczne. klasyfikacja cięcia termicznego. specyfikacja geometrii wyrobu i tolerancje jakości. – pn-en iso 9692-1 – spawanie i procesy pokrewne. zalecenia dotyczące przygotowania złączy. część 1: ręczne spawanie łukowe, spawanie łukowe elektrodą metalową w osłonie gazów, spawanie gazowe, spawanie metodą tig i spawanie wiązką stali. metody spawania zastosowano następujące metody spawania: – metodę 121 – spawanie łukiem krytym pod topnikiem, – metodę 135 – spawanie elektrodą topliwą w osłonie mieszanki gazowej aktywnej. materiały podstawowe podłużne dźwigary dwuteowe zaprojektowane jako całkowicie spawane wykonano ze stali niestopowej s355j2g3 – wg pn-en 10025. pozostałe elementy konstrukcji należy wykonać ze stali s235jrg2. wymagane dokumenty kontroli wg pn-en 10204: – 3.2 – dla stali s355j2g3, – 2.2 – dla stali s235jrg2. materiały dodatkowe do spawania do spawania konstrukcji kładki należy stosować materiały spawalnicze odpowiednie do użytych materiałów podstawowych i metod spawania. dla metody 121: – drut spawalniczy ø3 mm – ok. autrod 12.20 (esab) – klasyfikacja wg pn-en 756: s2, – topnik ok. flux 10.71 (esab) – klasyfikacja wg pn-en 760: sa ab 1 67 ac h5. dla metody 135: – drut spawalniczy ø1,2 mm ultramag (lincoln) klasyfikacja wg pn-en iso 14341: g3si, – mieszanka osłonowa 82% ar + 18% co2 – klasyfikacja wg pn-en iso 14175: m21. dla materiałów spawalniczych wymagane są dokumenty kontroli 3.1 lub 2.2 wg pn-en 10204. kwalifikacje spawaczy spawanie konstrukcji stalowej kładki należy powierzyć wykwalifikowanym spawaczom z aktualnymi uprawnienia wg pn-en 287-1 (operatorom wg pn-en 1418). urządzenia do spawania spawanie zmechanizowane łukiem krytym (metodą 121) powinno się wykonywać na urządzeniu esab. do spawania półautomatycznego metodą mag (135) należy stosować półautomaty typu magster 501 i powertec 500s. urządzenia spawalnicze muszą być w dobrym stanie technicznym. przygotowanie materiału do spawania elementy konstrukcyjne po ich wytrasowaniu zgodnie z rysunkami warsztatowymi należy ciąć mechanicznie lub gazowo za pomocą palników acetylenowo-tlenowych. jakość brzegów ciętych i ukosowanych musi spełniać wymagania normy pn-en iso 9013 – klasa i. krawędzie do spawania należy przygotowywać zgodnie z dokumentacją techniczną normą pn-en iso 9692-1 i instrukcjami technologicznymi spawania wps. powierzchnie na szerokości min. 20÷30 mm po obu stronach osi wzdłużnej spoiny powinny być przed spawaniem dokładnie oczyszczone z rdzy, zgorzeliny, tłuszczu, farby i innych zanieczyszczeń. wilgotne powierzchnie trzeba osuszyć za pomocą palnika gazowego. spoiny sczepne należy wykonywać metodą 135. spawacze powinni posiadać aktualne uprawnienia. minimalna długość spoin sczepnych powinna wynosić l 20÷30 mm. wszystkie spoiny sczepne, podlegają 100% kontroli wizualnej. spoiny sczepne niewtopione lub pęknięte muszą być bezwzględnie usunięte w całości przez szlifowanie i ułożone ponownie. ogólne wytyczne dotyczące spawania – proces spawania należy prowadzić zgodnie z planem i załączonymi do niego instrukcjami technologicznymi spawania wps. – spawanie powinno się odbywać w temperaturze otoczenia nie mniejszej niż +5°c, na stanowiskach zabezpieczonych przed przeciągami. – na wszystkich złączach doczołowych należy stosować płytki wybiegowe, które powinny być tak samo przygotowane (ukosowane) jak materiał spawany. – poszczególne warstwy spoiny należy dokładnie oczyścić z żużla i odprysków przed ułożeniem warstwy następnej. – spoiny po wykonaniu muszą być ocechowane stemplem spawacza: przy spoinach krótkich na obu końcach w odległości 10÷15 mm od brzegu, a przy spoinach długich – co 1 m. – należy prowadzić dziennik spawania. za prowadzenie dziennika jest odpowiedzialny bezpośredni mistrz nadzorujący prace spawalnicze. 22 przegląd spawalnictwa 2/2012 plan spawania wykonanie segmentów dwuteowych dźwigarów głównych segmenty s1÷s7 wchodzące w skład dźwigara należy wykonać w odbiciu lustrzanym. 1) segment s1 – szt. 1 + 1 podzespoły dwuteowe s1a i s1b należy składać i spawać na urządzeniu firmy esab do spawania łukiem krytym: – spoiny 1 i 2 – wykonać wg wps 1, – prostować krzywizny, – składać i spawać ze sobą podzespoły s1a i s1b (segment s1). kolejność spawania: i. pasy – spoiny 3 i 4 – wg wps 2, ii. środnik – spoina 5 – wg wps 2; – prostować krzywizny. 2) segment s2 – szt. 1 + 1 przekrój dwuteowy spawać na urządzeniu firmy esab do spawania łukiem krytym: – spoiny nr 1 i 2 – wg wps 1, – prostować. 3) segment s3 – szt. 1 + 1 podzespoły dwuteowe s3a i s3b spawać na urządzeniu firmy esab do spawania łukiem krytym: – spoiny 1 i 2 – wg wps 1, – prostować krzywizny, – składać ze sobą i spawać podzespoły s3a i s3b (segment s3). kolejność spawania: i. pasy – spoiny 3 i 4 – według wps 2, ii. środnik – spoina 5 – według wps 2; – prostować. uwaga: naddatek ~ 100 mm z prawej strony będzie usunięty w czasie próbnego montażu segmentów kładki. 4) segment s4 – szt. 1 + 1 przekrój dwuteowy spawać na urządzeniu produkcji firmy esab do spawania łukiem krytym: – spoiny 1 i 2 wg wps 1. 5) segmenty s5 – szt. 1 + 1 – nie wolno zajarzać łuku elektrycznego poza rowkiem spoiny. niezamierzone przypadkowe ślady zajarzenia łuku na materiale muszą być usunięte przez szlifowanie i skontrolowane na obecność ewentualnych pęknięć. naprawa wadliwych odcinków spoin niedopuszczalne niezgodności spawalnicze należy usunąć zgodnie z obowiązującymi zasadami przy użyciu tych samych procedur jak dla spoin oryginalnych. wycięty rowek powinien mieć min. 100 mm długości mierzonej na głębokości niezgodności, nawet jeżeli niezgodność jest mniejsza. spoina naprawcza może być wykonana tylko dwukrotnie w tym samym obszarze. po spawaniu naprawczym całą spoinę należy poddać badaniom nieniszczącym jak dla wyspecyfikowanej spoiny oryginalnej oraz dodatkowo sprawdzić złącze w 100% metodą mt. prostowanie po spawaniu nadmiernie odkształcone elementy po spawaniu, niemieszczące się w granicach tolerancji wymiarowej, należy prostować. przy prostowaniu na gorąco należy przestrzegać następujących zasad: – temperatura nagrzewania nie powinna przekraczać 650°c, – do nagrzewania można wykorzystać palniki gazowe acetylenowo-tlenowe z zastosowaniem miękkiego (neutralnego) płomienia nagrzewającego, – chłodzenie elementów powinno odbywać się powoli, w temp. otoczenia nie niższej niż 5°c, bez użycia wody, – przy prostowaniu nie powinno się stosować metod udarowych. kontrola i badania spoin spoiny konstrukcji stalowej kładki wykonane w warunkach warsztatowych podlegają badaniom nieniszczącym według planu ujętego w tablicy i. tablica i. plan badań nieniszczących spoin wykonanych w warunkach warsztatowych table i. non-destructive testing plan for joints made in workshop opis złączy spawanych rodzaj badań nieniszczących i ich zakres 1) poziom jakości spoin 2)vt ut mt spoiny czołowe pasów i średników dźwigarów głównych 100% 100% b spoiny pachwinowe dźwigarów głównych 100% 5% c pozostałe spoiny pachwinowe (przy tężnikach poprzecznych, wiatrownicach, balustradach) 100% 2% c uwagi: 1) obowiązujące normy dot. badań nieniszczących: vt – pn-en iso 17637, ut – pn-en iso 11666, pn-en iso 17640, mt – pn-en iso 17638, pn-en iso 23278, 2) poziomy jakości spoin wg pn-en iso 5817 23przegląd spawalnictwa 2/2012 rys. 4. segment s4 fig. 4. s4 segment rys. 5. segment s5 i s6 fig. 5. s5 and s6 segments rys. 6. segment s7 fig. 6. s7 segment rys. 7. kolejność spawania fig. 7. welding sequence rys. 1. segment s1 fig. 1. s1 segment rys. 3. segment s3 fig. 3. s3 segment 6) segmenty s6 – szt. 1 + 1 przekroje dwuteowe spawać na urządzeniu firmy esab do spawania łukiem krytym: – spoiny 1 i 2 – wg wps 1. 7) segment s7 – szt. 1 + 1 składać i spawać pasy i środniki z dwóch części: – spoiny 1, 2 i 3 – wg wps 2, – prostować ewentualne krzywizny, – przekrój dwuteowy spawać na urządzeniu firmy esab do spawania łukiem krytym: s – poiny 4 i 5 – wg wps 1, – prostować. uwaga: naddatek ~ 100 mm z prawej strony będzie usunięty w czasie próbnego montażu segmentów kładki. montaż żeber poprzecznych do segmentów dwuteowych dźwigarów – trasować miejsca pod żebra poprzeczne według rysunków wykonawczych. – zakładać i sczepiać żebra do segmentów dwuteowych dźwigarów. – spawać żebra spoinami pachwinowymi dwustronnymi a = 4 mm. – kolejność spawania – wg rys. 7 (od środka każdego segmentu w kierunku na zewnątrz elementu). – prostować krzywizny. uwaga: nie spawać żeber występujących nad łożyskami podporowymi (w segmentach s1, s2, s4, s6, s7). będą one spawane po próbnym zmontowaniu segmentów kładki i ustaleniu wymiarów między podporami. montaż próbny konstrukcji stalowej kładki – na wypoziomowanych leżniach wykonać szablon do składania w całość konstrukcji stalowej kładki w położeniu pracy. – dopuszcza się montaż próbny kładki w dwóch częściach na długości. – do zestawionych z segmentów dźwigarów dwuteowych zakładać i sczepiać poprzecznice dolne i górne wraz z zastrzałami oraz pręty stężenia wiatrowego. – spawać zgodnie z rysunkami warsztatowymi. – natrasować i upalić naddatki na długości kładki. – pasować do konstrukcji nośnej kładki elementy balustrady. rys. 2. segment s2 fig. 2. s2 segment literatura [1] kurpisz b.: technologiczne plany spawania. instytut spawalnictwa, gliwice 1991. [2] norma pn – en iso 3834-2: wymagania jakości dotyczące spawania materiałów metalowych. część 2: pełne wymagania jakości. [3] norma pn – b – 06200: konstrukcje stalowe budowlane. warunki wykonania i odbioru. wymagania podstawowe. [4] słania j.: plan spawania carg płaszcza pieca obrotowego. przegląd spawalnictwa 2/2011, s. 36-41. [5] słania j., wodecki d.: plan spawania belki poprzecznej dźwigu. przegląd spawalnictwa 2/2011, s. 30-35. [6] słania j.: plan technologiczny spawania płyty gąsienicowej. przegląd spawalnictwa 3/2010, s. 16-25. ps 10 2015 www.pdf 64 przegląd spawalnictwa vol. 87 10/2015 plasma spraying of hydroxyapatite coatings using powder, suspension and solution feedstocks natryskiwanie plazmowe powłok hydroksyapatytu z wykorzystaniem proszku, zawiesiny oraz roztworu m. sc. eng. rolando t. candidato jr, prof. dr. eng. lech pawłowski, prof. dr. eng. alain denoirjean – spcts, university of limoges, france; m. sc. eng. paweł sokołowski, dr. eng. leszek łatka, dr. eng. stefan kozerski – faculty of mechanics, wrocław university of technology autor korespondencyjny/corresponding author: pawel.sokolowski@pwr.edu.pl abstract the possibility of producing nano-sized coatings by thermal spray processes seems to be very interesting for many industrial applications. due to the small size of the grains, it is possible to achieve the properties which are not observed in the micrometric scale on the same kind of material. the aim of the current work is to present the alternative methods for conventional powder plasma spraying (aps) which is well known technology for deposition of micron-sized coatings using powder feedstock. two plasma spraying processes with liquid feedstock were used – suspension plasma spraying (sps) and solution precursor plasma spraying (spps) using aqueous solution directly from wet chemical precipitation process. all experiments were performed based on hydroxyapatite, which is a very important material for biomedical applications. coatings were produced by three mentioned methods but the deposition process was realized using only one spray set-up equipped with sg-100 plasma torch. short background of the three different processes performed followed by a short description of liquid feedstock preparation is presented. microstructure investigation and phase composition analysis of the prepared coatings were carefully characterized using scanning electron microscopy (sem) and x-ray diffraction (xrd) respectively. finally, the analysis and comparison of coatings deposited by different plasma spray processes were discussed. keywords: atmospheric plasma spraying, suspension plasma spraying, solution precursor plasma spraying, hydroxyapatite streszczenie możliwość wytwarzania powłok o budowie nanometrycznej wydaje się być bardzo interesująca pod kątem ich zastosowania w wielu gałęziach przemysłu. dzięki bardzo drobnoziarnistej strukturze możliwe jest osiągnięcie właściwości powłok, które nie są możliwe do zaobserwowania w tych samych materiałach lecz w skali mikro. celem niniejszej pracy jest przedstawienie alternatywnych metod dla konwencjonalnego natryskiwania plazmowego (aps), które jest dobrze poznanym procesem wytwarzania powłok charakteryzująch się budową mikrometryczną. zaprezentowano dwa nowe procesy natryskiwania plazmowego z fazy ciekłej – natryskiwanie plazmowe zawieisn (sps) oraz natryskiwanie plazmowe roztworów (spps). wszystkie eksperymenty przeprowadzono z wykorzystaniem hydroksyapatytu, który jest bardzo istotnym materiałem dla zastosowań biomedycznych. powłoki zostały wytworzone z użyciem trzech wymienionych technologii, jednak proces natryskiwania realizowany był za pomocą jednego stanowiska wyposażonego w palnik plazmowy sg-100. w pracy przedstawiono zarys teoretyczny wykorzystanych metod natryskiwania wraz z opisem procedury przygotowania materiału wejściowego (proszku, zawiesiny oraz roztworu). następnie przedstawiono badania mikrostruktury i analizę składu fazowego przygotowanych powłok, które zostały wykonane z wykorzystaniem skaningowej mikroskopii elektronowej (sem) i dyfrakcji promieni rentgenowskich (xrd). przeprowadzono również analizę i porównanie powłok wykonanych z użyciem różnych procesów natryskiwania plazmowego. słowa kluczowe: natrsykiwanie plazmowe proszkowe (aps), natryskiwanie plazmowe zawiesin (sps), natryskiwanie plazmowe roztworów (spps), hydroksyapatyt introduction thermal spraying [1] is a technology of depositing coatings by means of introducing feedstock into a flame or plasma jet propelled onto the surface of a prepared substrate. rolando t. candidato, jr., paweł sokołowski, leszek łatka, stefan kozerski, lech pawłowski, alain denoirjean the feedstock materials is melted or only heated during transportation towards substrate and when subsequent particles hit the substrate the coating, growth is possible layer by layer. thermal spraying can be categorized according to the energy source used, that is, chemical energy source and electrical energy source. powder flame spraying, high velocity 65przegląd spawalnictwa vol. 87  10/2015 oxygen fuel spraying and detonation thermal spraying are examples of the chemical energy sources while for electrical supplied thermal spray are wire arc spraying and plasma spraying. among the mentioned methods above, plasma spray process [2] is the most versatile one as it is capable of spraying all materials having a melting point and, after some powder preparation also the ones which do not have liquid phase (graphite) and those which soften with temperature (glass and polymers). moreover, plasma spraying is commonly used and is standard method in producing coatings for biomedical purposes [3] and aside from this, many works have been conducted using plasma spraying for different industrial applications like in aerospace, power generation, general industry and many others [4÷6]. plasma spraying can be categorized as atmospheric plasma spray (aps) and vacuum plasma spray (vps) [7]. atmospheric plasma spray is more advantageous owing to its high coating adhesion strength and high deposition rate that can be used in diverse applications. the conventional powder spraying (aps) [8] uses coarse powders that result to coatings with micrometer structural features. the great research interest for obtaining nanometric or sub-micron scale coatings is due to enhanced properties compared to micrometer-sized coating’s features. aside from this, the nanometer-sized coatings have improved strength and toughness. because of this, many attempts to spray nanometric powders as feedstock to obtain coating with nanometric features were conducted. however, the difficulty of injecting nanometric powders in the core of high enthalpy flow plasma is one of the major problems; thus, it is not possible to obtain very fine grained coatings using conventional aps method [9]. the solution of this problem was presented few years ago (in 1997) by the group of researchers from sherbrook university in canada. the first idea assumed the realization of coatings by means of suspension plasma spray (sps) technique [10÷13] using fine powders suspended either in alcohol or water medium. the proper preparation of the liquid based precursor was to provide the protection against the high temperature in plasma and allowed transport of fine powder particle by the plasma jet. but the tedious powder preparation and suspension stabilization are some drawbacks of sps process. interestingly, another method for the deposition of nanometric coatings called solution precursor plasma spraying (spps) was also proposed. spps is more versatile method in where solution precursor (liquid) is used instead of the powder-based feedstock [14÷16]. these novel plasma processes using liquid feedstock are being tested for the deposition of hydroxyapatite (ha) [17,18]. hydroxyapatite [19] which is the main inorganic component of human bone having 1.67 stoichiometric ratio of ca to p is particularly studied among other calcium phosphates because it has good biocompatibility, osteoconductivity and has better biological response to the physiological environment which finds its potential in bio-medical applications. aside from these, there are many works [20,21] also on the wet chemical precipitation using different precursors of hap, thus this process can be exploited to explore its potential for plasma spraying. theoretical background of plasma spray processes conventional plasma spraying using powder feedstock (aps) is already an established technology for deposition of thick coatings for various applications with high deposition rate. this method bases mostly on the commercial powders and does not require any additional precursor preparation. the micrometric-sized powder particles are feed into the plasma jet in which they are melted and propelled to the substrate forming a dense coating composed of large splats and cracks which are observed as lamellar structures across the section (fig.1) [22]. the formation of micro-cracks which are parallel to the substrate is undesirable since this causes surface failure of the coating. because of this disadvantage of aps, plasma spraying using liquid feedstock [23] has been innovated to obtain fine structures of the coatings. fig. 1. the background of atmospheric plasma spraying process [23] rys. 1. podstawy konwencjonalnego procesu natryskiwania plazmowego aps [23] pl asma spray process powder spray film powder arc anode cathode molten par ticle splat currently, suspension plasma spraying (sps) is employed for deposition of finely graded coatings like hydroxyapatite [24] using ball milled commercial powders mixed with water, ethanol or a mixture of this to form a suspension. technology of suspension is part of chemistry of colloids. formulation of suspension is not only limited to mix liquid solvent with fine particles of spraying material. these systems also contain additional components (such as dispersing and stabilizing agents), which minimize processes of agglomeration and sedimentation of fine particles and improve the rheological properties of suspension (so called suspension stabilization). one way to obtain fine particles is milling of coarse powder. size distribution of milled particles depends on many parameters, mostly on milling time and energy of milling. the optimization of these parameters is realized by:(i)rotation velocity of milling device, (ii) the balls quantity and balls diameter, as well as by (iii) a mass ratio between balls and powder [25]. the solid phase is put in the liquid solvent, which is usually water, alcohol (ethanol, isopropanol) or their mixture. depending on kind of solvent, different interactions with jet or flame take place. water cools down jet, whereas alcohol on the contrary, heats it up. on the other hand, minimal velocity, which enables penetration into plasma jet is lower in case of water based suspension than alcohol ones [26]. another component which is added to the suspension is dispersant. this is generally a surface active agent which is absorbed on the particle surface preventing the agglomeration of the particles and keeping suspension well dispersed [27]. the stabilization is characterized by zeta potential. the potential is defined as an electric potential difference between the particle surface and the liquid beyond the charge cloud of ions [28]. the suspension is stable if the potential is outside the limits of +30 mv or -30 mv [29]. stability of suspensions is resultant of attraction forces sum (van der waals) and repulsion ones (electrostatic), which influence the movement of powder particles in suspension. viscosity is also a determining factor that characterized suspension. this parameter determines facility of suspension to be pumped and transported through a pipeline. the viscosity of stable suspension is lower than that of unstable one and it increases with the fraction of solid phase. at the same time pumping is easier if the viscosity is lower [25]. the rheological properties 66 przegląd spawalnictwa vol. 87 10/2015 of the suspension are strongly influenced not only by the solid content, but also by the type of the powder (particle size and surface chemistry) and the type of the solvent and dispersant agent [30]. works regarding sps reported that the following mechanism occurred during spraying: (a) aerodynamic break-up, (b) solvent evaporation, (c) sintering of fine solids, (d) melting of the sintered fines solids and sintered agglomerates, (e) evaporation of liquid material and (f) impacting of melt to the substrate (fig. 2)[26,31]. although sps has been successfully applied for various types of materials for desired application, the major drawbacks of this method are the long process of powder preparation and the stabilization of suspension. fig. 2. phenomena occurring during suspension plasma spraying process [26,31] rys. 2. zjawiska mające miejsce w trakcie procesu natryskiwania plazmowego zawiesin [26,31] on the other hand, plasma spraying using solution precursors (spps) has recently attracted much attention due to its promising coating features and properties. in this method small particles of powder are completely replaced by droplets of liquid. the general idea of the precursor preparation is to create desired stoichiometry of the compounds which mostly are different salts, nitrates and acetates with the addition of solvent such as water or ethanol. in spps, ionic or colloidal solutions are often used. the former uses ionic salts dissolved in a solvent in where the solvent molecules break the bonds of the salt and surround each ion forming a hydration shell while the latter is a homogeneous dispersion of chemical network having size in nanometer scale. the stability of solution is ensured by the brownian motion of the medium molecules as well as electrostatic or steric effects avoiding agglomeration caused by the van der waals forces [32]. one big advantage of spps compared to sps is the molecular level of mixing of the liquid precursors allowing the formation of stoichiometric oxides as well as creating more avenues for developing functional oxide coatings having complex structures. during the spray process, when the precursor enters the plasma jet different phenomena can occur: (i) aerodynamic fragmentation of the droplets, (ii) partial evaporation of the liquid, (iii) condensation of the precursor and precipitation of particles or shells, (iv) rapid internal pressurization which may lead to shell rupture, (v) heating and melting/sintering of particles, (vi) partial evaporation of melt, (vii) contact of the particles with substrate and formation of the coatings (fig.3)[33]. depending on the process and the precursor preparation, different particle morphologies can be observed in the coating microstructure including small solid particles, fragmented shells and splats. therefore, the further diminution of grain size in the coating microstructure can occur. another advantage of this method is the elimination of the powder feedstock preparation process. a) b) c) fig. 3. different possibilities of particle formation in solution precursor plasma spraying [33] rys. 3. możliwe mechanizmy formowania cząsteczek w trakcie natryskiwania plazmowego roztworów [33] experimental procedure feedstock preparation the coatings were deposited using three different plasma spray processes, namely aps, sps and spps, thus, preparation of feedstock material in three different forms was necessary. for aps process, commercial hydroxyapatite powder manufactured by tomita (japan) was used. fig.4 and fig. 5 shows the morphology and x-ray diffractogram of the ha powder respectively. for sps process the ha powder was synthesized by wet method using following chemicals: (i) calcium nitrate, (ii) ammonium phosphate and (iii) ammonium hydroxide. all products were delivered by arcos organics. the complex procedure of ha powder production was described elsewhere [13,34]. moreover the mechanical ball milling was also performed in order to reduce the size of this powder. after 3 hours of milling process, the size of powders was dv50=5µm. fig. 6 shows the morphological structure of ha powder after ball milling while fig. 7 presents the particle size distribution after the milling process. x-ray diffractogram of the milled powder is presented in fig.8 showing the peaks of crystallifig. 4. morphology of commercial ha powder used for aps rys. 4. morfologia komercyjnego proszku ha użytego w procesie aps 67przegląd spawalnictwa vol. 87  10/2015 ne hydroxyapatite. using the milled powder, the suspension was formulated by taking c.a. 20% of solid phase (milled powder) and 80% of liquid phase. the solvent was a mixture of ethanol and distilled water (with the mass ratio 1:1). before spraying the stability of suspension was specified by measuring of zeta potential. the analysis was made with a zetamaster malvern apparatus following standard procedure. the potential of tested suspension was equal to – 14.6 mv and is shown in fig.9. fig. 5. x-ray diagram of the commercial powder indexed to standard powder diffraction file of ha (pdf 09-0432) rys. 5. dyfraktogram komercyjnego proszku ha (opisany z użyciem pdf 09-0432 z bazy jcpds) fig. 6. morphological structure of ha powder particles after ball milling rys. 6. morfologia cząsteczek proszku ha poddanego procesowi mielenia kulowego fig. 7. particle size distribution of ball milled ha powder rys. 7. rozkład wielkości cząsteczek mielonego proszku ha fig. 8. typical x-ray diagram of the powder indexed to standard powder diffraction file of ha (pdf 09-0432) rys. 8. dyfraktogram mielonego proszku ha (opisany z użyciem pliku pdf 09-0432 z bazy jcpds) fig. 9. zeta potential of the suspension used in sps rys. 9. wyniki pomiaru potencjału zeta zawiesiny na bazie proszku ha for solution plasma spraying of ha, the calcium-phosphate solution as liquid feedstock was prepared by wet chemical precipitation method using aqueous solution of calcium hydroxide and ammonium phosphate. the ammonium phosphate aqueous solution was added dropwise into a calcium hydroxide solution and the mixture was magnetically stirred and heated at low bath temperature (70 °c) using a magnetic stirrer with hotplate apparatus. formation of precipitates was observed during the course of stirring and these precipitates are believed to be already an amorphous ha. after constant stirring and heating, the calcium-phosphate solution was aged for at least 24 hours at and was directly fed to the plasma. granulometry test was performed using a dynamic light particle size analyzer to determine the particle size of the precipitates found in the calcium phosphate solution. standard procedure was followed and naoh was used as a diluting medium in order not to alter the ph of the solution. fig.10 shows the size distribution of the solution having dv50=1.3 um. fig. 10. granulometry of the aqueous calcium-phosphate solution rys. 10. wyniki badań wielkości cząsteczek w roztworze fosforanu wapnia 68 przegląd spawalnictwa vol. 87 10/2015 description of the plasma spray process the deposition process was realized using plasma setup equipped with single cathode-single anode sg-100 torch (praxair, minneapolis u.s.). the internal feedstock injection was used in all spray processes. injectors with various diameters were used to keep appropriate feed rate of each material. a 5-axis industrial robot irb-l6 of abb (zurich, switzerland) was used to move plasma torch and scan the sample’s surface. the samples were placed on the flat table which was connected to the vacuum pump necessary to keep substrates on the surface of the table. the measurement of temperature was realized each time using noncontact infrared thermometer. the test stand is presented in fig.11. the deposition process parameters were optimized for each process separately and are collected in table i. fig. 11. plasma spraying set-up used in the experiment rys. 11. stanowisko do natryskiwania plazmego aps sps spps working gas composition ar+h2 ar+h2 ar+h2 working gas flowrate 47.5+2.5 45+5 slpm 45+5 slpm carrier gas argon (3.5 slpm) power 24 kw 30 kw 36 kw spray distance 100 mm 60 mm 80 mm scan speed 500 mm/s 500 mm/s 600 mm/s feedstock feedrate 16 g/min 20 g/min 35 ml/min type of injection nozzle inside torch, (0.5 mm internal diameter) oriented at 90o relative to the plasma jet (radial) nozzle inside torch, (0.3 mm internal diameter; continuous stream of hap liquid precursor) oriented at 90° relative to the plasma jet (radial) nozzle inside torch, (0.3 mm internal diameter; continuous stream of hap liquid precursor) oriented at 90° relative to the plasma jet (radial) injection pressure 0.5 bars 0.5 bars scan pattern rectangular patterns with offset distance of 5 mm after each torch run rectangular patterns with offset distance of 3 mm after each torch run rectangular patterns with offset distance of 3 mm after each torch run substrate stainless steel sand blasted with alumina stainless steel sand blasted with alumina stainless steel sand blasted with alumina table i. details of the plasma spray parameters used in the experiment tablica i. parametry procesów (aps, sps oraz spps), które użyte zostały w celu wykonania powłok characterization of coatings due to different mechanisms of coatings formation in aps, sps and spps processes, the observation of coatings microstructure was the key issue in the current work. the coatings’ morphology was characterized on the cross-section as well as on the samples surface using sem microscopy (sem, philips xl30). x-ray diffraction (xrd) was also done to determine the phase composition of coatings using bruker axs apparatus type d8 with cu-kα radiation. collected diffractograms were analyzed using dedicated diffrac+eva software equipped with jcpds-icdd database (international centre of diffraction data). the percentage of the crystalline phases present in coatings were determined from the reference intensity ratio (rir) method described by prevey [35], which uses the comparison of strongest peaks intensities. results and discussions characteristics of coatings the micrographs of coatings sprayed using conventional powder spraying (aps) can be observed on the fig. 12. it can be noticed that large splats from fully melted particles are present together with partially melted particles along the surface of the coatings. lamellar structures with the presence of micro-cracks can be seen at the cross-section of the coatings which is a characteristic of plasma spraying using powder feedstock. it is observed that these micro-cracks follow the splat boundaries. the formation of cracks may lead to a decrease in mechanical strength as well as increased dissolution rate of the coatings. generally, a brick-wall type structure can be deduced at the cross section of the coatings produced by aps suggesting a coating build up parallel to the surface. the x-ray diffractogram of aps hydroxyapatite coatings is presented in fig.13. it shows that ha was the major crystalline phase but phases like tcp’s, ttcp and cao were also present and are attributed to the decomposition of ha under the high plasma temperature. on the other hand, fig. 14 shows the micrographs of coatings sprayed using suspension plasma spraying process. on the surfaces of sprayed coating a characteristic “two-zones” microstructure is observed. it is built with well melted lamellas and between them there are sintered zones which include submicrometric and even nanometric scale grains. one of it, called “dense zone” and composed of large and well-molten lamellae, is dense and includes crystalline hydroxyapatite together with its decomposition products, such as tricalcium phosphate (tcp) and the phase rich in cao. another one, called “sintered zone”, is composed of small grains of initial hydroxyapatite similar to that of the solid 69przegląd spawalnictwa vol. 87  10/2015 used to formulate the suspension. the monomodal particle size distribution and spray parameters result in relative dense and quite homogenous coating obtained by sps method. the typical x-ray of sprayed coating by sps is presented in fig. 15. characteristic peaks of ha and its decomposition phases such as tcp, ttcp and cao were present. this is due to the high temperature experienced by the particle during the spraying process. moreover, after calculations, the phase percentage on all of the ha coatings was estimated, results are collected in table ii. fig.16 meanwhile shows the sem images of the coatings deposited using spps. fine-grained microstructures, spherical particles, agglomerates and fragmented shells which are the characteristic microstructural features of plasma spraying using solution were observed at the surface of the coatings. coating build-up is believed to be a combination of solid precipitates contained in a liquid (amorphous ha) and pure liquid droplets which is purportedly to react in the plasma jet. fragmented structures are due to liquid droplets that undergoes internal rupture after the solid shell formation. this process can be repeated and may produce fine spherical particles. additionally, formation of spherical particles can be also due to the already formed solid precipitates in the calcium phosphate solution and the liquid around the solid undergoes evaporation before impact to substrate. the cross-section of the coatings is seen to have dense formation. x-ray diffraction data of the ha coating sprayed using spps is presented in fig. 17. analysis of phases present in the coating revealed that ha is remarkably the major phase. decomposition phases like tcp, ttcp and cao were also taken into account and are due to the high temperature experience by the solution in the plasma flame. the presence of calcium carbonate was also detected and is ascribed fig. 12. sem at the surface of the coating sprayed using aps process showing micron size splats and partially melted particles. left is the surface image and right is the image at cross-section rys. 12. mikrostruktura powłok natryskiwanych plazmowo metodą aps. po lewej obraz powierzchni pokazujący splaty o rozmiarze mikrometrycznym, po prawej przekrój poprzeczny powłoki (sem) fig. 13. xrd data of aps sprayed ha coatings showing peaks of ha rys. 13. badania xrd powłok wykonanych metodą aps z oznaczonymi pikami ha fig. 14. sem at the surface of the coatings sprayed using sps process showing characteristic “two-zones” microstructure. left is the surface image and right is the image at cross-section rys. 14. zdjęcie sem na powierzchni powłoki wykonanej metodą sps ukazujące typową “dwustrefową” budowę (po lewej) oraz obraz przekroju poprzecznego powłoki to the calcium-phosphate solution preparation in where calcium hydroxide may react to the carbon dioxide in the air since this was done not in a controlled environment but in the air atmosphere. it can be also due to the solution that interacts with air during spraying. presence of impurities in the ha coating is unwanted since it affects the dissolution process of ha and an approach should be design to get rid of these impurities. a simple way is to conduct solution preparation in an inert atmosphere and maybe change solution precursors. the percentage in wt.% of crystalline phases present in the coating is shown in table ii. fig. 15. x-ray diagram of the ha coating sprayed by sps process (the characteristic phases of ha were marked separately) rys. 15. dyfraktogram powłoki ha wytworzonej metodą sps z zaznaczonymi pikami ha crystal phases aps (%) sps (%) spps (%) ha 45.4 85.6 70.9 α-tcp 7.1 11.1 6.7 β-tcp 16.1 2.4 8.9 ttcp 22.9 0.1 8.5 cao 8.5 0.8 0.2 caco3 4.8 table ii. phase percentage in the plasma sprayed ha coatings tablica ii. skład fazowy powłok ha 70 przegląd spawalnictwa vol. 87 10/2015 conclusions three different plasma spraying processes for the deposition of hydroxyapatite coatings such as aps, sps and spps were performed. microstructure and phase composition analysis of each coating enables the comparison of mentioned methods was done. conventional plasma spray process (aps) was shown to have high coating deposition rate and uniform coating structure but owing to the large initial powder size used, large splats formation were observed and resulted to micro-cracks formation which can cause future coating failure. as an alternative to aps, sps and spps coatings showed different microstructural features. specifically, sps sprayed ha revealed two characteristic zones: (i) dense zone corresponding to the lamellas, observed usually in thermally sprayed coatings; (ii) sintered zone containing fine hydroxyapatite grains and which correspond to the fine solids from initial suspension. spps sprayed ha coatings on the other hand exhibited fine-grain microstructures with the presence of spherical particles and fragmented shells as well as agglomerated particles which are characteristic features of plasma spraying using solution. lamellas were not observed but the coating has relatively dense formation. furthermore, phase analysis discloses that major crystalline phase present in the coatings was ha but its phases of decomposition also were present. future works focused on improving the deposition efficiency and reducing unwanted impurities of the sps and spps sprayed ha coatings should be done in order to fully exploit the full potential of liquid plasma spraying as an alternative to the conventional powder plasma spraying. acknowledgments a part of work that has been performed by paweł sokołowski was supported by the scholarship “grant plus” co-financed by the european union as part of the european social fund. rolando t. candidato, jr. would also like to acknowledge region limousin (france) for the scholarship grant provided. the contribution of the former phd students of prof. lech pawłowski, namely rafał tomaszek, roman jaworski and andrea cattini is thankfully acknowledged. references [1] j.r. davis, handbook of thermal spray technology, pub. asm international, materials park, oh, usa, 2004. [2] l. pawłowski, the science and engineering of thermal spray coatings, 2nd. ed. , wiley, chichester, u.k., 2008. [3] a. cattini, d. belluci, a. sola, l. pawłowski and v. cannillo, functional bioactive glass topcoats on hydroxyapatite coatings: analysis of microstructure and in-vitro bioactivity, surface & coatings technology, 240 (2014), 110–117. [4] r. a. miller, thermal barrier coatings for aircraft engines: history and directions, journal of thermal spray technology, 1997, vol. 6, issue 1, 35-42. [5] r. hui, z. wang, o. kesler, l. rose, j. jankovic, s. yick, r. maric, d. ghosh, thermal plasma spraying for sofcs: applications, potential advantages, and challenges, journal of power sources, vol. 170, issue 2, 2007, 308–323. [6] v.stengl, h. ageorges, p. ctibor and n. murafa, atmospheric plasma sprayed (aps) coatings of al2o3-tio2 system for photocatalytic application, photochemical & photobiological sciences, 2009, 8(5), 733-738. [7] http://www.tocalo.co.jp/english/technical/aps.html. [8] v. deram, c. minichiello, r.n. vannier, a. le maguer, l. pawłowski, and d. murano, microstructural characterizations of plasma sprayed hydroxyapatite coatings, surface and coatings technology, 166 (2003), 153–159. [9] p. fauchais and a. vardelle, solution and suspension plasma spraying of nanostructure coatings, advanced plasma spray applications, h. jazi, ed., in tech, isbn 978-953-51-0349-3, 2012, 149-188. [10] r. jaworski, l. pawłowski, f. roudet, s. kozerski and a. le maguer, influence of suspension plasma spraying process parameters on tio2 coatings microstructure, journal of thermal spray technology, 17 (2008), 73-81. [11] s. kozerski, l. łatka, l. pawłowski, f. cernuschi, f. petit, c. pierlot, h. podlesak and j. p. laval, preliminary study on suspension plasma sprayed zro2 + 8 wt.% y2o3 coatings, journal of the european ceramic society, 31 (2011), 2089–2098. [12] r. tomaszek, l. pawłowski, l. gengembre, j. laureyns and a.l. maguer, microstructure of suspension plasma sprayed multilayer coatings of hydroxyapatite and titanium oxide, surface and coatings technology, 201 (2007), 7432-7440. fig. 16. sem at the surface of the coating sprayed using spps process showing spherical particlesand agglomerated structures. left is the surface image and right is the image at cross-section rys. 16. powierzchnia powłoki wykonanej metodą spps ukazująca sferyczne cząsteczki oraz liczne aglomeraty (po lewej) oraz przekrój poprzeczny powłoki (po prawej) fig. 17. diffractogram of coating sprayed using spps showing characteristic peaks of ha rys. 17. wyniki badań xrd powłok natryskiwanych metodą spps ukazujące typowe piki ha 71przegląd spawalnictwa vol. 87  10/2015 [13] r. jaworski, c. pierlot, l. pawłowski, m. bigan and m. quivirin, synthesis and preliminary tests of suspension plasma spraying of fine hydroxyapatite powder , journal of thermal spray technology, 17 (2008), 679-684. [14] t. bhatia, a. özturk, l. xie, m. gell, x. ma and n. padture, mechanisms of ceramic coating deposition in solution-precursor plasma spray, journal of materials research, 17 (2002), 2363-2372. [15] a. saha, s. seal, b. cetegen, e. jordan, a. özturk and s. basu, thermo-physical processes in cerium nitrate precursor droplets injected into high temperature plasma, surface & coatings technology, 203 (2009), 2081–2091. [16] s. basu, e. jordan and b. cetegen, fluid mechanics and heat transfer of liquid precursor droplets injected into high-temperature plasmas, journal of thermal spray technology, 17 (2008), 60-72. [17] e. garcia, z.b. zhang, t.w. coyle, l. gan and r. pillar, hydroxyapatite coatings produced by plasma spraying of organic based solution precursor, ceramic engineering and science proceedings, advances in bioceramics and biocomposites ii-a collection of papers presented at the 30th international conference on advanced ceramics and composites, 27 (2006),103–110. [18] y. huang, l. song, x. liu, y. xiao, y. wu, j. chen, f. wu, and z. gu, hydroxyapatite coatings deposited by liquid precursor plasma spraying: controlled dense and porous microstructures and osteoblastic cell responses, biofabrication 2 (2010), 1-10. [19] j. d. bronzino, the biomedical engineering handbook, second edition, crc press llc, usa and springer-verlag gmbh & co. kg, germany, boca raton, 2000. [20] a. ragu, k. senthilarasan and p. sakthivel, synthesis and characterization of nano hydroxyapatite with polyurethane nano composite, der chemica sinica, 5 (2014), 124-127. [21] m. h. santos, m. de oliveira, l. palhares de freitas souza, h. s. mansur, and w. l. vasconcelos, synthesis control and characterization of hydroxyapatite prepared by wet precipitation process, materials research 7 (2004) 625-630. [22] s. w. k.kweh, k. a. khora, and p. cheang, the production and characterisation of hydroxyapatite (ha) powder, journal of materials processing technologies, vol. 89-90 (1999) 373 – 377 [23] http://sciencelearn.org.nz/contexts/gases-and-plasmas/sci-media/images/plasma-spray-process (2015, april 13). [24] j. karthikeyan, c.c. berndt, j. tikkanen, j.y. wang, a.h. king and h. herman, preparation of nanophase materials by thermal spray processing of liquid precursors, nanostructured materials, 9 (1997) 137-140. [25] l. pawłowski, suspension and solution thermal spraying coatings, surface & coatings technology, 203 (2009) 2807-2829. [26] l. pawłowski, finely grained nanometric and submicrometric coatings by thermal spraying: a review, surface &coatings technology, 202 (2008) 4318-4328. [27] r. tomaszek, suspension plasma spraying of functional gradient coatings, phd thesis, enscl, lille, france, 2006. [28] www.colloidal-dynamics.com – zetap robe and acousto sizer ii instruction. [29] malvern instruments ltd., zetasizer nano series. user manual, zeta potential theory, worcestershire, u. k., 2003, [brochure]. [30] a. killinger, r. gadow, g. mauer, a. guignard, r. vassen, and d. stover, review of new developments in suspension and solution precursor thermal spray processes, journal of thermal spray technology, 20 (2011) 677-695. [31] p. fauchais, r. etchart-salas, v. rat, j.f. coudert, n. caron, and k. wittmann-teneze, parameters controlling liquid plasma spraying: solutions, sols or suspensions, journal of thermal spray technology, 17 (2008) 31-59. [32] w. duarte, s. rossignol, and m. vardelle, la2zr2o7 (lz) coatings by liquid feedstock plasma spraying: the role of precursors, journal of thermal spray technology, volume 23(8), 2014, 1425-1435. [33] b. m. cetegen and s. basu, review of modeling of liquid precursor droplets and particles injected into plasmas and high-velocity oxyfuel (hvof) flame jets for thermal spray deposition applications, journal of thermal spray technology, volume 18(5-6), 2009, 769-793. [34] r. jaworski, c. pierlot, l. pawłowski, m. bigan, and m. martel, design of the synthesis of fine ha powder for suspension plasma spraying, surface & coatings technology 203, (2008), 2092-2097 [35] p.l. prevey, x-ray diffraction characterization of crystallinity and phase composition in plasma sprayed hydroxyapatite coatings, journal of thermal spray technology, 9(3) (2000), 369-76. 201213_pspaw.pdf 24 przegląd spawalnictwa 13/2012 leszek piotrowski bolesław augustyniak marek chmielewski stan rozwoju metody diagnozowania materiałów z wykorzystaniem efektu emisji magnetoakustycznej recent development in material state evaluation  with the use of magnetoacoustic emission  effect measurements dr leszek piotrowski, dr hab. bolesław augustyniak, dr marek chmielewski – politechnika gdańska. streszczenie zjawisko emisji magnetoakustycznej polega na generacji dźwięku na skutek ruchu granic domenowych (nie 180º) w materiałach o niezerowej magnetostrykcji. zaprezentowano aktualny stan wiedzy odnośnie do możliwości zastosowania efektu emisji magnetoakustycznej (ema) do diagnozowania, w sposób nieniszczący, stanu materiałów konstrukcyjnych. omówiono problemy związane z metodyką pomiaru, ze szczególnym uwzględnieniem pomiarów w warunkach przemysłowych oraz przedstawiono metody umożliwiające uzyskanie użytecznych sygnałów w tych warunkach. przedstawiono szerokie spektrum możliwych zastosowań pomiarów natężenia sygnału ema: badanie stopnia degradacji materiałów eksploatowanych w energetyce, diagnozowanie stopnia deformacji plastycznej, ocenę jakości obróbki cieplnej oraz możliwość analizy zmian struktury domenowej w stalach elektrotechnicznych wywołanych naprężeniami. abstract magnetoacoustic emission signal is generated by the movement of non 180º domain walls in materials with non-zero magnetostriction. the paper presents the up to date state of knowledge concerning the possibility of application of the magnetoacoustic emission (mae) for diagnosing, in a nondestructive way, the state of engineering materials. the paper discusses the possible complications connected with the measurements with special attention paid to measurements in the industrial environment. it also presents the methods enabling reliable measurements in such conditions. the wide range of possible application of the mae signal measurements is discussed: monitoring of the degradation processes in the materials exploited in power plants, determination of the plastic deformation level, heat treatment quality assessment and in addition to that the possibility to analyze the changes in the magnetic domain structure in electrical steels resulting from elastic stresses application. wstęp diagnozowanie stanu materiału stanowi bardzo istotne zagadnienie z punktu widzenia możliwości zapewnienia bezawaryjnej pracy wszelkiego rodzaju urządzeń i konstrukcji przemysłowych. wśród metod diagnostycznych szczególne znaczenie mają metody nieniszczące, a dla materiałów ferromagnetycznych (większość gatunków stali, z wyjątkiem stali austenitycznych) metody oparte na pomiarze zmian właściwości magnetosprężystych. najbardziej znanym efektem tego typu jest efekt barkhausena (eb) polegający na indukowaniu się impulsów napięciowych w cewce detekcyjnej zbliżonej do powierzchni przemagnesowywanego materiału. zmiany te są wynikiem skokowych zmian położenia granic domenowych we wnętrzu ferromagnetyka, którym towarzyszy skokowa zmiana namagnesowania 25przegląd spawalnictwa 13/2012 materiału oraz strumienia magnetycznego obejmowanego przez cewkę detekcyjną. sygnał efektu barkhausena składa się z impulsów elektromagnetycznych, które są niestety silnie tłumione w materiałach przewodzących, jakimi są metale, co ogranicza możliwość jego detekcji do głębokości rzędu milimetra. wady tej pozbawiony jest sygnał akustyczny generowany podczas skokowej zmiany objętości materiału ferromagnetycznego o niezerowej magnetostrykcji wywołanej przemieszczaniem się nie 180º granic domenowych. zjawisko to, znane od połowy lat 70 ub.w., nosi nazwę emisji magnetoakustycznej (ema) [1]. w początkowym okresie było ono intensywnie badane pod kątem możliwości zastosowania w dziedzinie badań nieniszczących [2÷3]. z uwagi jednak na problemy metrologiczne związane z pomiarami, w sposób powtarzalny, bardzo słabych sygnałów zainteresowanie to znacząco osłabło. postęp w dziedzinie wytwarzania niskoszumowych układów wzmacniających, przetworników piezoelektrycznych oraz, przede wszystkim, w dziedzinie cyfrowego przetwarzania sygnałów pozwolił na pokonanie większości problemów związanych z możliwością zastosowania metody opartej na efekcie ema w warunkach przemysłowych. przyczyniły się do tego w dużej mierze prace prowadzone w katedrze fizyki ciała stałego politechniki gdańskiej. metodyka pomiaru przykładową konfigurację układu do pomiaru ema przedstawiono na rysunku 1. sygnał z generatora sygnału o przebiegu trójkątnym (g) podawany jest przez wzmacniacz prądowy (w1) na element magnesujący którym może być elektromagnes (jak na rysunku) lub też cewka obwodowa w której umieszcza się badaną próbkę (typowa konfiguracja laboratoryjna). sygnał ema mierzony za pomocą przetwornika piezoelektrycznego podawany jest na przedwzmacniacz (pw). w zależności od potrzeb (np. w wypadku dużego natężenia szumów akustycznych) sygnał ten może być poddany filtracji z wykorzystaniem analogowych filtrów górnoprzepustowych (fgp), a następnie ponownie wzmocniony (w2) (sumaryczne wzmocnienie jest rzędu 100÷120 db). wzmocniony sygnał podawany jest na przetwornik analogowo – cyfrowy (a/c) i rejestrowany na komputerze (pc). o ile pomiar sygnału ema w warunkach laboratoryjnych nie nastręcza obecnie trudności, o tyle w warunkach przemysłowych wymagana jest często dalsza cyfrowa obróbka sygnału [4]. przykładowy wynik pomiaru uzyskany w trakcie badań rurociągu przedstawiono na rysunku 2 (wykres 1), pomiary były prowadzone podczas trwania akcji remontowej i w wyniku pomiaru uzyskano sygnał niemalże nieróżniący się od szumu tła. badania prowadzone wcześniej w warunkach laboratoryjnych pozwoliły jednak stwierdzić, że w widmie szumów wywołanych w sposób mechaniczny (szlifowanie, piłowanie itp.) dominują składowe niskoczęstotliwościowe (do 50 khz), natomiast widmo sygnału ema dla badanych stali sięga zakresu 300 khz. na rysunku 3 przedstawiono widmo sygnału tła (wykres 1) oraz sygnału ema (wykres 2). jak widać sygnały te różnią sie znacząco w zakresie częstotliwości 240÷300 khz, co pozwala na zastosowanie cyfrowego filtrowania sygnału (z wykorzystaniem programu pomiarowego pracującego w środowisku labview) i uzyskanie sygnału ema o mierzalnym natężeniu. innym sposobem na uzyskanie mierzalnego sygnału jest zastosowanie górnoprzepustowych filtrów analogowych – sygnał uzyskany w ten sposób przedstawiono na rysunku 2 (wykres 2), a jego widmo na rys. 1. układ pomiarowy ema fig. 1. mae measurement system rys. 2. sygnały zmierzone w warunkach przemysłowych: 1 – sygnał bez filtracji, 2 – sygnał po filtracji analogowej, 3 – sygnał po filtracji analogowej i cyfrowej fig. 2. the measured signals in industrial environments: 1 – signal without filtration, 2 – signal after analog filtering, 3 – signal after analog and digital filtering rys. 3. widma fft mierzonych sygnałów: 1 – szumy tła, 2 – sygnał ema bez filtracji, 3 – sygnał po filtracji analogowej fig. 3. fft spectra of the measured signals 1 – background noise, 2 – mae signal without filtration, 3 – signal after analog filtering u a, v a m pl itu da 26 przegląd spawalnictwa 13/2012 rysunku 3 (wykres 3). jak widać, uzyskano charakterystyczny kształt sygnału ema (szerokie maksimum typowe dla elementów grubościennych), jednakże stosunek sygnału do szumu nie był w pełni zadowalający. w tej sytuacji zmierzony sygnał poddano cyfrowej filtracji (pozostawiono jedynie składowe z zakresu (240÷300 khz) i uzyskano sygnał przedstawiony na wykresie 3 (rys. 2), z którego widać, że natężenie sygnału spadło, ale stosunek sygnał/szum uległ znacznej poprawie. cyfrowa filtracja sygnału, o której mowa powyżej, polegała na wyliczeniu transformaty fft, obcięciu jej pasma i odtworzeniu (transformata odwrotna) sygnału. transformata fouriera nie jest jednak narzędziem idealnym do analizy sygnałów szumowych, lepsze rezultaty daje często zastosowanie transformaty falkowej, w której nie dokonuje się dekompozycji na składowe sinusoidalnie zmienne a na tzw. falki, czyli sygnały krótkookresowe o przebiegu zbliżonym do rejestrowanych impulsów. wyniki zastosowania takiej transformaty do mierzonego sygnału przedstawiono na rysunku 4, na którym wykreślono wartości parametru falkowego dla skali 5 i 9 (skala określa czas trwania falki, którą wykorzystuje się w dekompozycji sygnału – im wyższa skala, tym mniejsza zmienność czasowa falki). zaletą tego typu analizy jest to, że nie trzeba wyznaczać transformaty odwrotnej, gdyż sam przebieg zmian parametru falkowego odzwierciedla przebieg zmian natężenia sygnału ema. wyznaczanie transformaty falkowej dla dużego zakresu skal jest na ogół czasochłonne, jednak jak wykazały badania wystarczające jest wyznaczenie wartości parametrów falkowych dla niskich skal, co znacząco przyspiesza proces. zastosowania praktyczne zjawiska emisji magnetoakustycznej pomiary stopnia degradacji materiałów eksploatowanych w energetyce przykładowe sygnały emisji magnetoakustycznej zmierzone na wycinkach rur z przegrzewaczy pary wykonanych ze stali 10h2m przedstawiono na rysunku 5. wykres 1 przedstawia sygnał zmierzony dla próbki w stanie dostawy, natomiast wykres 2 dla próbki o średnim stopniu wyeksploatowania. natężenie sygnału uległo znaczącemu zmniejszeniu. spadek sygnału ema wraz ze wzrostem stopnia degradacji obserwowano także dla stali t22 (amerykański odpowiednik stali 10h2m), jak również dla stali 15hm oraz 13hmf. wynika on z przebudowy struktury wydzieleniowej w materiale, zwłaszcza na granicach ziaren ferrytu. dzieje się tak, ponieważ to właśnie na granicach ziaren tworzą się domeny domykające, które mają granice nie 180º i wszelkie modyfikacje rozmiarów wydzieleń w tych obszarach znacząco wpływają na proces kotwiczenia tego rodzaju granic domenowych. do ilościowego charakteryzowania zmian natężenia sygnału ema wywołanych procesem degradacji wygodnie jest wykorzystać parametr będący całką (c) z obwiedni sygnału ema po półokresie. parametr ten jest znacznie mniej wrażliwy na zakłócenia niż wartość maksymalna napięcia na wyjściu przetwornika ema. wykres zmian wartości rys. 6. zmiany natężenia sygnału ema w funkcji stopnia degradacji dla próbek ze stali 10h2m fig. 6. mae signal intensity changes as a function of the degree of degradation of samples of 10h2m steel rys. 4. współczynniki falkowe wyliczone dla mierzonego sygnału z wykorzystaniem falki z rodziny daubechies (db2) fig. 4. wavelet coefficients calculated for the measured signal using daubechies family wavelets (db2) rys. 5. sygnały ema zmierzone dla próbek ze stali 10h2m: 1 – w stanie dostawy, 2 – o średnim stopniu degradacji fig. 5. mae signals measured for samples of 10h2m steel: 1 – as supplied, 2 – with an average degree of degradation a m pl itu da 27przegląd spawalnictwa 13/2012 tego parametru w funkcji stopnia degradacji dla stali 10h2m przedstawiono na rysunku 6, linia ciągła na rysunku przedstawia wyniki modelowania zmian ema przeprowadzonego przez m. sablika na podstawie modelu zmian struktury wydzieleniowej w procesie degradacji [5]. pomiary stopnia deformacji plastycznej materiałów deformacja plastyczna powoduje bardzo silną zmianę struktury dyslokacyjnej materiału. w początkowym jej etapie obserwuje się znaczący wzrost gęstości dyslokacji, które zaczynają tworzyć skupiska, a następnie strukturę komórkową. o ile pojedyncze dyslokacje nie stanowią znaczącej przeszkody dla ruchu granic domenowych, o tyle ich skupiska, czy też ściany komórek dyslokacyjnych mogą stanowić punkty kotwiczenia tych granic. natężenie emisji magnetoakustycznej podlega dużym zmianom w procesie deformacji; najkorzystniejsze, z punktu widzenia możliwości detekcji deformacji plastycznej, zmiany zachodzą podczas deformacji stali o strukturze odpuszczonego martenzytu. w tego rodzaju stalach obserwuje się silny spadek natężenia sygnału ema w procesie deformacji plastycznej. przykładowe obwiednie sygnału ema dla próbek ze stali p91 przedstawiono na rysunku 7. jak widać, spadek natężenia sygnału jest znaczący. ilościowo zmiany natężenia sygnału ema (wyrażonego za pomocą całki z obwiedni) dla stali p91 oraz 40hnma przedstawiono na rysunku 8. dla obu gatunków stali charakter przebiegu jest podobny, natężenie sygnału spada o 40÷50% dla badanych zakresów deformacji. sytuacja nie jest jednak tak prosta w przypadku innych stali, np. na rysunku 9 przedstawiono zmiany natężenia sygnału ema w funkcji stopnia deformacji dla stali 13hmf. zmiany mają charakter niemonotoniczny, co podważa zasadność wykorzystania metody opartej na pomiarze sygnału ema do diagnozowania stopnia deformacji plastycznej w tego rodzaju materiałach. sygnał ema można jednak charakteryzować nie tylko za pomocą jego natężenia [6]. na rysunku 10 przedstawiono obwiednię sygnału ema rys. 7. sygnały ema zmierzone dla próbek ze stali p91 poddanych deformacji plastycznej fig. 7. mae signals measured for the p91 steel samples undergoing plastic deformation rys. 8. zmiany natężenia sygnału emisji magnetoakustycznej w funkcji stopnia deformacji plastycznej dla stali p91 i 40hnma fig. 8. changes magnetoacoustic emission signal intensity as a function of the degree of plastic deformation for p91 and 40hnma steels rys. 9. zmiany natężenia sygnału emisji magnetoakustycznej w funkcji stopnia deformacji plastycznej dla stali 13hmf fig. 9. changes of magnetoacoustic emission signal intensity as a function of the degree of plastic deformation for 13hmf steel rys. 10. przykład dopasowania sygnału ema za pomocą dwóch funkcji gaussa w celu wyznaczenia odległości maksimów sygnału fig. 10. example of mae signal matching with the use of two gaussian functions to determine the distance of the signal peaks 28 przegląd spawalnictwa 13/2012 jaką uzyskuje się dla próbek o umiarkowanym przekroju (kilkudziesięciu milimetrów kwadratowych). obwiednię taką można dość dobrze dopasować za pomocą dwóch pików gaussa, których centra przypadają na obszary wzmożonej aktywności nie 180° granic domenowych (w obszarach tych zachodzi kreacja i anihilacja domen domykających). charakterystyczną cechą obwiedni ema jest systematyczny wzrost odległości (w dziedzinie prądu lub natężenia pola magnesującego) pomiędzy tymi pikami, co jest bezpośrednio związane ze zmianami właściwości pętli histerezy magnetycznej – pętla ta systematycznie pochyla się, a odległość pomiędzy jej „kolanami” rośnie. zmianę odległości między maksimami sygnału ema dla żelaza armco oraz stali csn12021 (produkcji czeskiej) przedstawiono na rysunku 11. obserwowany wzrost jest znaczący, zwłaszcza w początkowych stadiach procesu deformacji, i sięga 80% dla stali csn12021. wyniki prezentowane na rysunku 11 uzyskano z wykorzystaniem cewek obwodowych, otaczających magnesowaną próbkę, co jest konfiguracją możliwą do realizacji jedynie w warunkach laboratoryjnych. podobne wyniki uzyskuje się jednak również przy wykorzystaniu elektromagnesu jarzmowego – porównanie wyników uzyskanych w obu tych konfiguracjach (dla stali 13hmf) przedstawiono na rysunku 12. w przypadku tej stali obserwowany wzrost jest bardzo znaczny (niemal czterokrotny), ponadto wyniki uzyskane w obu tych konfiguracjach nie różnią się zbytnio od siebie. co warto podkreślić, położenie maksimów sygnału ema jest niewrażliwe ani na jakość kontaktu sondy z podłożem (co stanowi najczęstsze źródło błędów pomiarowych), ani na poziom szumów tła, ani też na wzmocnienie toru pomiarowego. istotna jest natomiast powtarzalność warunków magnesowania badanych elementów. monitorowanie jakości obróbki cieplnej stale stosowane w energetyce, takie jak stal x20 czy p91, poddawane są w procesie produkcji obróbce polegającej na hartowaniu, a następnie odpuszczaniu w temperaturze 750ºc. w procesie odpuszczania stali bardzo silnej zmianie ulega gęstość dyslokacji, co powoduje znaczącą zmianę jej właściwości magnetosprężystych [7]. z punktu widzenia możliwości monitorowania zmian zachodzących w materiale podczas eksploatacji istotna jest znajomość stanu wyjściowego materiału, a do oceny tego stanu można wykorzystać m.in. emisję magnetoakustyczną. na rysunku 13 przedstawiono zmiany sygnału ema zachodzące podczas odpuszczania stali p91. próbka nieodpuszczona (martenzytyczna) cechuje się bardzo małym natężeniem emisji magnetoakustycznej, bliskim progu mierzalności. sygnał ten narasta znacząco juz po 15 min. odpuszczania, po czym systematycznie rośnie w pełnym zakresie analizowanych czasów rys. 13. sygnały ema zmierzone dla stali p91 po różnym czasie odpuszczania fig. 13. mae signals measured for p91 steel after tempering at different times rys. 11. zmiany odstępu między położeniami maksimów sygnału ema w funkcji stopnia deformacji plastycznej dla żelaza armco (1) i stali csn12021 fig. 11. changes in the distance between the positions of maxima mae signal in function of the degree of plastic strain of the armco iron (1) and csn12021 steel rys. 12. zmiany odstępu między położeniami maksimów sygnału ema w funkcji stopnia deformacji plastycznej dla stali 13hmf przy różnych sposobach magnesowania fig. 12. changes in the distance between the positions of the signal peaks as a function of the degree of mae plastic strain of 13hmf steel for different ways of magnetization 29przegląd spawalnictwa 13/2012 rys. 14. wpływ czasu odpuszczania na natężenie sygnału ema dla dwu różnych gatunków stali – p91 (1) i x20 (2) fig. 14. effect of tempering time on mae signal intensity for two different types of steels – p91 (1) and x20 (2) namagnesowanych prostopadle do powierzchni próbki, oraz domen domykających namagnesowanych wzdłuż próbki, o kształcie wydłużonym prostopadle do jej osi. wraz ze wzrostem naprężeń struktura ta ulega rozdrobnieniu, na powierzchni tworzą się coraz mniejsze domeny domykające. mimo silnej zmiany kształtu sygnału jego natężenie, rozumiane jako całka z obwiedni, zmienia się bardzo nieznacznie. do szczegółowej analizy zmian struktury domenowej wywołanej naprężeniami wykorzystać można analizę impulsową sygnału ema. na rysunku 16 przedstawiono zmiany liczby zliczeń impulsów ema dla różnych progów odcięcia – zliczane były tylko impulsy o amplitudzie większej niż zadana wartość napięcia (unormowane do wartości uzyskanych dla próbki nie naprężonej). dla porównania linią ciągłą zaznaczono również zmiany całkowitego natężenia sygnału ema. zauważyć można, że dla małego progu odcięcia (gdy zliczane są prawie wszystkie odpuszczania. analogicznie wygląda sytuacja w przypadku stali x20 o zbliżonej mikrostrukturze. ilościowo zmiany natężenia sygnału ema dla obu tych gatunków stali przedstawiono rysunku 14. widać, że natężenie sygnału w obu przypadkach rożnie bardzo znacząco (6÷8 krotnie). analiza zmian struktury domenowej wywołanych naprężeniami naprężenia mechaniczne silnie wpływają na strukturę domenową materiału, a co za tym idzie – na jego właściwości magnetosprężyste. do grupy materiałów, dla których właściwości te mają ogromne znaczenie, należą przede wszystkim stale elektrotechniczne, w tym również stale o teksturze gossa. w przypadku tego rodzaju stali szczególne znaczenie mają naprężenia ściskające, które prowadzą do bardzo silnej przebudowy struktury domenowej już przy małych wartościach tych naprężeń. obwiednie (przykładowe) sygnału ema uzyskane dla przypadku ściskania oraz rozciągania w zakresie odkształceń ε = –800÷800 [10-6] przedstawiono na rysunku 15 [8]. naprężenia rozciągające modyfikują bardzo silnie natężenie sygnału, nie zmieniając przy tym znacząco jego kształtu. wynika to z tego, że naprężenia te powodują zanik domenowych struktur „lancetowych”, które ograniczone są przez granice nie 180° i są głównym źródłem emisji magnetoakustycznej w tych materiałach. kształt sygnału zmienia się natomiast bardzo silnie podczas ściskania, pojawiają się dwa duże maksima (i jedno małe pośrodku), które oddalają się od siebie ze wzrostem naprężeń. tak gwałtowna zmiana wynika z tego, że nawet niewielkie naprężenia zmieniają strukturę domenową z uporządkowanej wzdłuż osi próbki (pokrywającej się z osią łatwego magnesowania) na strukturę złożoną z domen objętościowych, rys. 15. sygnały ema zmierzone dla stali elektrotechnicznej (go) dla różnych stopni odkształcenia sprężystego próbki fig. 15. mae signals measured for electrical steel (go) for different degrees of elastic strain of the sample rys. 16. zmiana liczby zliczeń impulsów (dla różnych wartości napięcia progowego) w funkcji odkształcenia sprężystego próbki fig. 16. change in the number of counts of pulses (for different values of the threshold voltage) as a function of the elastic strain of the sample 30 przegląd spawalnictwa 13/2012 podsumowanie zjawisko emisji magnetoakustycznej ma potencjalnie duże możliwości zastosowania w nieniszczącej diagnostyce urządzeń i konstrukcji wykonanych z materiałów ferromagnetycznych. podstawową zaletą metody jest jej niski koszt oraz możliwość stosowania w warunkach przemysłowych. warto podkreślić, że metoda ta umożliwia na uzyskanie informacji z całej objętości magnesowanego materiału, co ma ogromne znaczenie w przypadku np. rurociągów pary, dla których literatura [1] lord a.e., jr. acoustic emission. w. physical acoustics. ed.: mason w.p., thurston r.n., new york, academic, 1975, s. 290. [2] shibata m., ono k.: magnetomechanical acoustic emission – a new method for non-destructive stress measurement. ndt international; 1981, s. 227-234. [3] kwan m.m., ono k., shibata m.: magnetomechanical acoustic emission of ferromagnetic materials at low magnetization levels (type i behaviour). j. acoustic emis.; vol. 3, no. 3, 1984, s. 144-156. [4] piotrowski l., augustyniak b., chmielewski m.: on the possibility of the application of magnetoacoustic emission intensity measurements for the diagnosis of thick-walled objects in the industrial environment. meas. sci. technol. vol. 21, 2010, 035702 (8pp). [5] sablik m.j., augustyniak b., piotrowski l.: modeling incipient creep damage effects on barkhausen noise and magnetoacoustic emission. j. magn. magn. mater., vol. 272-276, 2004, s. e523-525. proces degradacji postępuje od wnętrza. odpowiednio dobrane techniki analizy sygnału pozwalają nie tylko na mierzenie sygnałów o natężeniu znacznie poniżej poziomu szumów tła, ale również na charakteryzowanie zmian strukturalnych, które nie zmieniają w sposób istotny całkowitego natężenia sygnału ema. metoda ta może mieć również zastosowanie do analizy zmian struktury domenowej materiałów stosowanych w elektrotechnice. [6] piotrowski l., augustyniak b., chmielewski m., kowalewski z.: possibility of application of magnetoacoustic emission for the assessment of plastic deformation level in ferrous materials. ieee trans. magn., vol. 47, no. 8, 2011. s. 2087-92. [7] piotrowski l., augustyniak b., chmielewski m., łabanowski j., lech-grega m.: study on the applicability of the measurements of magnetoelastic properties for a nondestructive evaluation of thermally induced microstructure changes in the p91 grade steel. ndt&e international vol. 47, 2012, s. 157-162. [8] piotrowski l., chmielewski m., augustyniak b.: the influence of elastic deformation on the properties of the magnetoacoustic emission (mae) signal for go electrical steel. 3 j. magn. magn. mater., vol. 324, 2012, s. 2496-2500. impulsy) przebieg zmian liczby zliczeń (w funkcji odkształcenia) pokrywa się z przebiegiem zmian natężenia. dla progów wyższych (zliczane są jedynie „duże” impulsy) przebieg zmian w przypadku rozciągania pozostaje podobny (wzrasta jedynie dynamika zmian), natomiast w przypadku ściskania zmiany te mają całkowicie inny charakter. dla progu u0 = 1,8 v obserwuje się 90% spadek liczby zliczeń impulsów dla najsilniej ściśniętej próbki. brak dużych impulsów, przy praktycznie niezmienionym natężeniu sygnału, jest dowodem istotnego rozdrobnienia struktury domenowej, co zgadza się z przewidywaniami teoretycznymi. przeglad welding tec nology re iew redakcja przegląd spawalnictwa, ul. świętokrzyska 14a, 00-050 warszawa tel.: 22 827 25 42, fax: 22 336 14 79; e-mail: pspaw@ps.pl, www.pspaw.ps.pl 201503_pspaw.pdf 25przegląd spawalnictwa vol. 87  3/2015 wpływ liczby warstw i sposobu obróbki ubytkowej na twardość napoin z brązu the influence of the number of layers and method of machining on the hardness of bronze padding welds tomasz góral, andrzej skorupa dr inż. tomasz góral, prof. dr hab. inż. andrzej skorupa – akademia górniczo-hutnicza w krakowie. autor korespondencyjny/corresponding author: tgoral@agh.edu.pl wstęp nanoszenie powłok metodami spawalniczymi jest jednym ze sposobów nadawania częściom maszyn i urządzeń odpowiednich właściwości eksploatacyjnych. napawanie powierzchni stosuje się nie tylko w celu przywrócenia częściom maszyn pierwotnych właściwości utraconych w wyniku zużycia, ale także w celu nadania powierzchniom nowo wytwarzanych elementów odpowiednich cech użytkowych. przykładem materiału, który może być do tego celu wykorzystany, jest brąz. napawanie brązem znajduje szerokie zastosowanie między innymi przy regeneracji powierzchni ślizgowych łożysk i suwaków różnych elementów maszyn i urządzeń oraz powierzchni uszczelniających w przemysłowej armaturze wodnej lub parowej. do badań wybrano dwa materiały o odmiennych właściwościach, tzn. brąz cynowy cusn6 jako materiał dodatkowy i stal 45 jako materiał podstawowy. typowymi zastosowaniami przedstawionego w pracy brązu cusn6 są elementy łożysk ślizgowych i powierzchnie streszczenie w artykule przedstawiono wpływ liczby warstw z brązu oraz sposobu i rodzaju obróbki ubytkowej na twardość napoiny. badano warstwy z brązu cynowego ułożone na podłożu ze stali 45. do nałożenia napoin użyto metody mig. wyznaczano twardość dla napoin jednoi dwuwarstwowych oraz porównywano ją z twardością próbki wykonanej z brązu o tym samym składzie chemicznym i obrabianą w taki sam sposób, a także z danymi dostarczonymi przez producenta drutu elektrodowego. wyniki wskazują na wpływ zarówno liczby warstw, jak i sposobu i rodzaju obróbki na twardość napoin. słowa kluczowe: napawanie, brąz aluminiowy, mig abstract this article presents the influence of the number of layers and the method of machining on properties of bronze padding welds deposited on steel 45 with mig method. as a coating material applied tin bronze. the hardness was determined for the singleand double-layer of padding welds. properties of obtained padding welds was compared with properties of filler material. the results show the influence of both the number of layers, as well as the method and type of treatment on the hardness of the padding welds. keywords: hardfacing, tin bronze, mig odporne na korozję, natomiast stal 45 jest powszechnie wykorzystywana w produkcji części maszyn. stanowisko badawcze i próbki do badań napoiny z brązu wykonano, wykorzystując metodę napawania elektrodą topliwą w osłonie gazu obojętnego. zastosowano drut elektrodowy z brązu cynowego cusn6, o składzie chemicznym (%) 6 sn, 0,2 p, reszta cu, zgodnie z normą din 1733. ściegi wykonywano drutem elektrodowym o średnicy 1,2 mm. jako materiał podłoża zastosowano stal węglową wyższej jakości 45, w postaci próbek płaskich o wymiarach 420x120x23 mm. napoiny wykonano na zmechanizowanym stanowisku badawczym (rys. 1) znajdującym się w centrum obsługi badań naukowych i dydaktyki wydziału inżynierii mechanicznej i robotyki akademii górniczo-hutniczej. w skład stanowiska wchodził półautomat spawalniczy optymag-501 ze sterowaniem 26 przegląd spawalnictwa vol. 87 3/2015 rys. 1. stanowisko badawcze fig. 1. the test stand mikroprocesorowym. uchwyt spawalniczy z dodatkową dyszą osłonową do wytworzenia poszerzonej strefy gazu osłonowego był nieruchomy względem torowiska, po którym poruszał się wózek z zadaną prędkością napawania, nastawianą z wykorzystaniem bezstopniowego regulatora napięcia zasilającego silnik napędowy wózka. komputerowy przyrząd do monitorowania procesu spawania umożliwiał pomiar i rejestrację takich technologicznych parametrów napawania jak: natężenie prądu napawania in, napięcie łuku un oraz prędkość napawania vn. podczas badań kontrolowano temperaturę w sposób ciągły przy użyciu termopary umieszczonej w otworze wywierconym w próbce. proces napawania prowadzono z zastosowaniem niewielkiego podgrzania wstępnego w zakresie 60÷100 °c w celu odparowania wilgoci powodującej porowatość napoin. zmniejszenie głębokości wtopienia, a tym samym stopnia wymieszania brązu z metalem podłoża i jego utwardzenia wymaga, aby napięcie napawania un i prąd napawania in były możliwie małe, ale tak dobrane, aby uzyskać stabilny łuk. na źródle spawalniczym nastawiano wymagane napięcie łuku, natomiast prąd napawania in zadawano przez ustawienie odpowiednio małej prędkości podawania drutu elektrodowego. zatem prędkość napawania vn ustalano tak, aby zapewnić stabilność prowadzenia procesu napawania i niewielką głębokość wtopienia [1,2]. wykorzystując technologiczne parametry napawania zestawione w tablicy i, wykonano pojedyncze ściegi oraz napoiny jednoi dwuwarstwowe. napoiny w warstwie układano z zakładką wynoszącą połowę szerokości wcześniej ułożonego ściegu. zastosowane parametry zapewniają wysoką wydajność napawania przy małym udziale materiału podłoża w napoinie wynoszącym ok. 5%. przykładowe napoiny przedstawiono na rysunku 2. po napawaniu minimalna wysokość pojedynczego ściegu mierzona w przekrojach poprzecznych mikroskopem warsztatowym wyniosła 3 mm, wysokość napoiny jednowarstwowej mierzona we wrębach pomiędzy ściegami 2,45 mm, a napoiny dwuwarstwowej 5,5 mm. maksymalna szerokość ściegu była równa 11 mm. badania twardości badania twardości obejmowały porównanie twardości pojedynczego ściegu z napoinami jednoi dwuwarstwowymi. ze względu na niewielką powierzchnię boczną przekrojów napoin pomiarów twardości dokonano metodą vickersa, zgodnie z normą [3]. posłużono się twardościomierzem uniwersalnym vickers-brinell hpo-250 z obciążeniem 49,03 n w jednostkach hv5/30 (z czasem obciążania 30 s). na podstawie wspomnianej normy [3] niepewność pomiaru przyjęto w przybliżeniu ±10% zmierzonej wartości twardości. tablica i. zestawienie technologicznych parametrów napawania zastosowanych do wykonania próbek table i. summary of technological parameters of welding used to prepare the samples nazwa technologicznego parametru napawania wartość prędkość podawania drutu elektrodowego 5,5 m/min napięcie łuku 23 v prędkość napawania 3 mm/s odległość rurki prądowej od napawanego elementu 18 mm średnica drutu elektrodowego 1,2 mm rodzaj gazu osłonowego argon 100% przepływ gazu osłonowego 16 dm3/min temperatura wstępnego podgrzania (międzyściegowa) 60÷200 °c podziałka napawania 0,5 rys. 2. przykładowe napoiny: widok z góry pojedynczego ściegu (a), próbki jednowarstwowej (b) i dwuwarstwowej (c) fig. 2. examples of the deposit: top view of a single bead (a), the samples monolayer (b) and the bilayer (c) a) b) c) 27przegląd spawalnictwa vol. 87  3/2015 pomiary twardości wykonano w pięciu przekrojach poprzecznych próbek. powierzchnię przed pomiarem przygotowano przez frezowanie i następnie szlifowanie. w czasie frezowania zbierano warstwę materiału o grubości do 2 mm, a przez szlifowanie usuwano warstwę o grubości co najwyżej do 0,2 mm, przy czym w jednym przejściu głębokość skrawania wynosiła 0,01 mm. szlifowanie miało jedynie na celu odpowiednie przygotowanie powierzchni próbek do pomiaru twardości. pomiary twardości zarówno dla próbek z pojedynczymi ściegami, jak i próbek z napoinami warstwowymi prowadzono w ten sposób, że w każdym przekroju próbki dokonywano pięciu odcisków na przekroju porzecznym napoiny w jak największej odległości od materiału podłoża. wyniki pomiarów twardości na powierzchniach frezowanych i zabielonych zaprezentowano w postaci przedziału minimalnej i maksymalnej wartości znalezionej we wszystkich przekrojach (rys. 3). na rysunku tym pominięto wyniki twardości dla skrajnych ściegów w dolnej warstwie dla napoiny dwuwarstwowej i pierwszego ściegu w napoinie jednowarstwowej ze względu na większe głębokości wtopienia i większe wymieszanie materiału podłoża z brązem. rys. 3. twardość warstw napoin z brązu po obróbce próbek przez frezowanie fig. 3. the hardness of the layers of of bronze padding welds treated by milling twardości. jednoczesne frezowanie głowicą frezarską stali i brązu powoduje tępienie płytek głowicy w czasie obróbki utwardzonej strefy podspoinowej i linii przejścia. im bardziej stępione narzędzie, tym większy zgniot. również większemu zgniotowi sprzyjają małe prędkości skrawania i duży przekrój warstwy skrawanej. frezowanie brązu stępionym narzędziem powodującym nagniatanie, a nie skrawanie, może powodować wzrost jego twardości o 1520% [4]. na rysunku 4 przedstawiono wpływ stopnia zgniotu na właściwości mechaniczne brązu o małej zawartości cyny [5]. jak widać z tego rysunku, niewielki przyrost wartości zgniotu od 0 do 10% znacznie zwiększa twardość brązu, nawet o 40 hb. wartości minimalne twardości pojedynczych ściegów oraz warstw napoin są dość zbliżone do siebie. najmniejsze wartości maksymalne ma zgodnie z oczekiwaniami górna warstwa napoiny dwuwarstwowej, warstwa ta bowiem nie miała w czasie jej nanoszenia bezpośredniego styku z materiałem podłoża. większy rozstęp twardości i większe wartości twardości maksymalnych można zauważyć dla napoiny jednowarstwowej, co wynika z kontaktu brązu z materiałem podłoża podczas napawania i jego wymieszaniem ze stalą. największy rozrzut twardości oraz najwyższą jej wartość ma pojedynczy ścieg, co spowodowane jest najprawdopodobniej znacznym wymieszaniem materiału podłoża z napoiną. można też zauważyć, że twardości pojedynczego ściegu i napoin są wyższe od twardości stopiwa podawanej przez producenta drutu. na wartość twardości mierzonej w przekroju poprzecznym napawanej próbki może mieć wpływ nie tylko sposób napawania, ale również przebieg wcześniejszej obróbki mechanicznej przed pomiarami rys. 4. wpływ stopnia zgniotu na właściwości mechaniczne brązu o zawartości 5% cyny [5] fig. 4. the effect of deformation on the mechanical properties of bronze containing 5% tin kolejne próby dotyczyły określenia wpływu sposobu obróbki szlifowaniem na twardość napoin. wykorzystano do tego celu próbki z poprzedniego etapu badań. obróbka odbywała się bez dalszego udziału frezowania. jedną stronę przeszlifowano cztery razy, zbierając warstwę 0,05 mm w każdym przejściu tarczy, natomiast drugą stronę szlifowano, zbierając w jednym przejściu warstwę o grubości 0,01 mm dwadzieścia razy, tak aby uzyskać w obu przypadkach tę samą całkowitą grubość usuwanej warstwy. dla napoin dwuwarstwowych mierzono twardość tylko w warstwie górnej napoiny. dla obu rodzajów napoin można zauważyć (rys. 5 i 6), że wartości twardości minimalnych i maksymalnych są większe dla szlifowania z głębokością skrawania 0,05 mm w jednym przejściu, niż w przypadku zbierania warstwy równej 0,01 mm. jest to spowodowane opisanym wyżej wpływem zgniotu na twardość brązu. 28 przegląd spawalnictwa vol. 87 3/2015 w kolejnej próbie poddano badaniom czysty brąz odlany z drutu przeznaczonego do napawania. uzyskany materiał na początku poddano obróbce przez frezowanie, a następnie zbierano warstwy materiału o różnej grubości jedynie przez szlifowanie. uwzględniając wyniki z poprzedniej próby, w jednym przejściu tarcza ścierna zbierała warstwę o grubości tylko 0,01 mm. wyniki pomiarów twardości przedstawiono na rysunku 7. ze względu na niewielki rozrzut wyników, twardość podawano na wykresie jako wartość średnią z pięciu pomiarów. można zauważyć, że wartość twardości po frezowaniu jest większa od twardości stopiwa podawanego przez producenta o prawie 100 hv5/30. usuwanie warstwy materiału jedynie przez szlifowanie powoduje znaczący spadek twardości już dla grubości 0,5 mm zebranej warstwy, by dla grubości 1,2 mm osiągnąć wartości podane przez producenta drutu. dalsza obróbka w głąb materiału (do 1,5 mm) nie powodowała już spadku twardości. potwierdziły się w ten sposób sygnalizowane wcześniej informacje literaturowe [5], że zgniot spowodowany przez frezowanie wywołał ponaddwukrotny w stosunku do danych producenta wzrost twardości czystego brązu. utwardzona warstwa materiału ma grubość rzędu 1 mm. rys. 5. wpływ głębokości skrawania na twardość warstw napoin jednowarstwowych z brązu po obróbce przez szlifowanie fig. 5. effect of grinding depth on the hardness of the monolayers of bronze padding welds rys. 6. wpływ głębokości skrawania na twardość warstw napoin dwuwarstwowych z brązu po obróbce przez szlifowanie fig. 6. effect of grinding depth on the hardness of the bilayers of bronze padding welds na rysunkach 8 i 9 przedstawiono wyniki pomiarów twardości dla napoin w zależności od całkowitej grubości warstw materiału usuwanej przez szlifowanie. pomiarów dokonano po usunięciu warstw o grubościach 0,5; 1 i 1,5 mm, przy czym w jednym przejściu głębokość skrawania wynosiła tylko 0,01 mm. podobnie jak we wcześniejszej próbie dla napoin dwuwarstwowych mierzono twardość tylko w warstwie górnej napoiny. rys. 7. wpływ głębokości skrawania na twardość warstw napoin jednowarstwowych z brązu po obróbce przez szlifowanie fig. 7. effect of grinding depth on the hardness of the monolayers of bronze padding welds rys. 8. wpływ grubości warstwy zdejmowanej z próbek przez szlifowanie na twardość napoiny jednowarstwowej z brązu fig. 8. the influence of the thickness of removable layer by grinding on the hardness of monolayer bronze padding welds rys. 9. wpływ grubości warstwy zdejmowanej z próbek przez szlifowanie na twardość górnej części napoiny dwuwarstwowej z brązu fig. 9. the influence of the thickness of removable layer by grinding on the hardness of bilayer bronze padding welds 29przegląd spawalnictwa vol. 87  3/2015 obserwując wykres odnoszący się do napoiny jednowarstwowej (rys. 8), można zauważyć, że grubość warstwy usuwanej jedynie przez szlifowanie ma wpływ na twardość. najmniejsze wartości twardości można uzyskać po zdjęciu 0,5 mm, dalsza obróbka nie tylko nie zmniejsza twardości, ale wręcz podwyższa jej wartość. prawdopodobnie spowodowane jest to powstaniem zgniotu przez zbyt długotrwałą obróbkę materiału. najniższa mierzona twardość była jednak wciąż znacząco większa niż twardość stopiwa podawana przez producenta drutu. podobny efekt, choć nieco mniejszy niż dla próbek z napoinami jednowarstwowymi, obserwuje się dla napoin dwuwarstwowych (rys. 9). wciąż także występuje różnica twardości próbek napoin w stosunku do twardości stopiwa. zarówno w przypadku napoin jedno-, jak i dwuwarstwowych ich twardość po frezowaniu z zabieleniem jest wyższa niż po obróbce szlifowaniem, co wynika z porównania rysunków 8 i 9 z rysunkiem 3. wnioski na podstawie przeprowadzonych badań można stwierdzić wpływ liczby warstw na twardość brązu cusn6 po napawaniu na podłoże stalowe. w wyniku wymieszania największe wartości twardości maksymalnej występują dla pojedynczego ściegu. mniejsze wartości twardości występują dla napoiny jednowarstwowej i dolnej warstwy napoiny dwuwarstwowej. najmniejszą twardość maksymalną uzyskuje się dla górnej warstwy napoiny dwuwarstwowej ze względu na brak bezpośredniego kontaktu łuku spawalniczego z materiałem podłoża. można także zauważyć wpływ sposobu obróbki na twardość napoin. przygotowanie próbek do badań jedynie przez obróbkę frezowaniem z zabieleniem powoduje, że wyniki pomiarów są wyższe niż przy przygotowywaniu powierzchni przez szlifowanie. zwiększanie liczby kolejnych przejść tarczy szlifierskiej powoduje nieznaczny, ale systematyczny wzrost twardości napoiny. z tego względu należy ograniczyć sumaryczną głębokość skrawania do niezbędnego minimum (w celu zapewnienia równoległości płaszczyzn pomiarowych próbki). na mierzoną twardość napoiny ma również wpływ grubość zbieranej warstwy materiału w jednym przejściu tarczy ściernej. wzrost tej grubości powoduje istotne podwyższenie wyników pomiaru twardości. skąd zalecić należy szlifowanie z małymi głębokościami skrawania, np. rzędu 0,01 mm. oba powyższe efekty wyjaśnić można wpływem zgniotu na twardość brązu cynowego. pracę.wykonano.w ramach.badań.statutowych.nr.11 .11 .130 .957 . literatura [1] skorupa a., krawczyk s., góral t.: badania własności tribologicznych napoin wielowarstwowych z brązu cusn6 nakładanych na podłoże stalowe metodą mig. przegląd spawalnictwa, nr 8/2007. [2] skorupa a., góral t.: wpływ technologicznych parametrów napawania na geometrię napoin z brązu układanych na podłożu stalowym metodą mig. przegląd spawalnictwa, nr 3/2012. [3] pn-en iso 6507-1 „metale. pomiar twardości sposobem vickersa. metoda badań”. [4] przybylski w.: obróbka nagniataniem. technologia i oprzyrządowanie. wnt, warszaw 1979. [5] przybyłowicz k.: metaloznawstwo. wnt, warszawa 1999. welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(5) 2019 11 doi: http://dx.doi.org/10.26628/wtr.v91i5.1030 article the influence of positioning deposited beads direction to resistance on grind wear plates’ abrasive wear michał szymura1,*, maciej różański2 1 silesian university of technology, poland; 2 łukasiewicz research network – welding institute, poland maciej różański ph.d. eng. maciej.rozanski@is.gliwice.pl; * correspondence: michał szymura m.sc. eng. michal.szymura@polsl.pl received: 10.04.2019; accepted: 07.05.2019 abstract: the article presents the results of the study of the significance of influence of positioning deposited beads towards direction of abrasive movement, to resistance on grind wear plates hardplate 100s’ abrasive wear. the study on relevance of influence was conducted by using completely randomized design. the range of study has covered testing the metal-material abrasive wear resistance, macroscopic and microscopic metallographic examination and hardness tests. keywords: wear plate; hardfacing; abrasion; chromium cast iron; coatings introduction existing wear processes limit the operational life of machine parts and equipment. in industry the most common type of wear is abrasive wear (abrasion). it is estimated that it can be responsible for over 60% of costs resulting from tribological wear [1÷3]. welding technologies enable applying layers and coatings resistant to abrasion. for example, surfacing is used in the production of plates with wear-resistant padding weld (wear-resistant plates), which allow even a few-fold reduction in the wear intensity of machine elements [1,2,4÷13]. commonly, these plates are manufactured by surfacing using wire with a powder core of a layer with specific properties on a structural steel substrate. with the use of additional material that provides the required structure, padding welds are made, which have a high resistance to wear occurring during operation, e.g. abrasion, erosion, abrasion at impact loads and corrosion. the most often padding welds of wear-resistant plates correspond to the composition of high-alloy chromium cast irons, hence they are mainly used to counter abrasion under conditions of intense metal-mineral friction. the wide use of wearresistant plates also results from the possibility of their forming through plastic processing (rolling, bending) and the possibility of assembly through separable (e.g. screw) and inseparable (e.g. welded) connections. in order to ensure adequate dimensional accuracy, objects made of plates with wear-resistant padding welds are shaped by abrasive machining, e.g. by grinding wheels (fig. 1) [1,6,7,13]. fig. 1. view of support plates (made from grind wear plates) guide systems in ring-ball mills [13] http://dx.doi.org/10.26628/wtr.v91i5.1030 mailto:maciej.rozanski@is.gliwice.pl mailto:michal.szymura@polsl.pl welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(5) 2019 12 in the technical documentation of the parts of equipment for which the use of plates with ground wear-resistant padding weld is foreseen, the designers determine the direction of beads laid on the surfaced layer or leave the manufacturer the freedom of choice. the qualitative data given in the literature boils down to recommendations regarding the direction of beads of padding welds' beads in relation to the direction of abrasive motion [12]. however, no literature information was found containing quantitative data on abrasion resistance of ground padding welds depending on the position of stitches in relation to the direction of displacement of abrasive elements. therefore, an attempt was made to determine the influence of the direction of motion of abrasive particles in relation to the direction of the padding weld's beads placement on the abrasion resistance of ground wear-resistant plates. the paper presents the results of tests for resistance to abrasive wear of the metal-mineral type for different values of angles of setting the beads’ direction of plates with ground wear-resistant padding weld hard-plate 100s 6+4 produced by welding alloys in relation to the flow direction of the abradant. the significance of the impact was determined by conducting studies using a randomized complete statistical program. the scope of the research also included macro and microscopic metallographic examinations as well as measurement of the hardness of the welded layer. materials hardplate 100s 6+4 wear-resistant plates are manufactured by automatic surfacing with powder self-shielding wire to ensure the alloy of high-alloy fe15 chromium cast iron according to pn-en 14700:2014-06, string beads with a layer thickness of approx. 4.0 mm on a non-alloy steel substrate s235jr according to pn-en 10025-2:2007 with a thickness of 6.0 mm. these panels are recommended for protecting surfaces exposed to intensive metal-mineral abrasion at moderate impact loads [13]. the course of research abrasion resistance testing the research aimed at determining the significance of the impact of the direction of bead placement in relation to the abradant's movement direction on abrasion resistance of ground wear-resistant plates hardplate 100s was carried out using a complete randomized static pr ogram designed to assess the significance of the influence of one input factor on the output factor [14]. the significance level of influence α = 0.05 was assumed. the following angle values were adopted between the direction of motion of the abrasive elements and the direction of surfacing of the beads: 0°, 30°, 45°, 60°, 90°. for each angle value, 6 abrasion resistance tests of the metal-mineral type were assumed. according to the assumptions and the concept of randomization, 30 sheets of hardplate 100s 6 4 plates were marked with natural numbers from 1 to 30 based on their production date ‒ from the latest to the earliest produced. then a sequence of random numbers was obtained using a computer random number generator [15]. using the generated sequence of numbers, the wear-resistant plates were randomly assigned to the appropriate values of the tested factor. the measurement scheme of a static randomized complete program taking into account the assumptions and assignment is presented in figure 2 [14]. the individual 75 x 25 mm samples were cut from the individual wear-resistant plates to ensure that the angle between the longer side of the sample and the direction of the bead placement was 0°, 30°, 45°, 60° or 90° (fig. 3). the location of cracks in the surfaced layer of the samples was accidental. the cut samples were subjected to circumferential disk grinding. in the grinding process, the direction of the feed rate of the tangential table was parallel to the direction of bead placement. fig. 2. scheme of measurements of completely randomized design; 1 – angle between direction of abrasive movement and positioning of deposited beads welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(5) 2019 13 fig. 3. positioning of deposited beads of grinding wear plates samples towards direction of abrasive movement; 1 – direction of abrasive movement, 2 – positioning of deposited beads, 3 – grinding wear plates samples testing of abrasion resistance of the metal-mineral abrasion of wear-resistant plates was carried out on the basis of astm g 65, procedure a. during the test, the abrasive flow rate was 302 g/min. the samples were loaded with a constant force of 130 n. the friction wheel rotated at 200 rpm and the frictional path was 4309 m. fire-dried quartz sand with spherical grain and granulation of 100÷300 μm was used as the abrasive sand. in order to determine the resistance to abrasive wear of padding welds, the loss of mass and density of the padding welds were measured. samples before and after the study were weighed on laboratory scales with an accuracy of 0.0001 g. the average density of the wear-resistant plate used in the study was determined using a laboratory scale, based on three measurements of the density of the surfaced layer of one sample, weighed in air and liquid. the volume loss was determined using the mass loss values of the sample and the average value of the measured padding weld's density in accordance with formula (1). the results obtained are shown in table i. uo = um 𝜌 ∙ 1000 (1) where: uo – volume loss, mm3; um – mass loss, g; ρ – density, g/cm3. table i. results of the metal-material abrasive wear resistance test of grinding wear plates samples the angle between the direction of movement of abrasive particles and the direction of beads placement, ° loss of the padding weld's volume, mm3* (loss of the padding weld's mass, g) 1 2 3 4 5 6 average for individual levels 0 19.6682 (0.1432) 20.6571 (0.1504) 18,2947 (0,1332) 22,0305 (0,1604) 20,7669 (0,1512) 19,2561 (0,1402) 20,1123 (0,1464) 30 20.8906 (0.1521) 22.8409 (0.1663) 19,5583 (0,1424) 21,4125 (0,1559) 20,3137 (0,1479) 23,2941 (0,1696) 21,3850 (0,1557) 45 20.0527 (0.1460) 20.7532 (0.1511) 20,3824 (0,1484) 18,3222 (0,1334) 22,0168 (0,1603) 20,2176 (0,1472) 20,2908 (0,1477) 60 20.7257 (0.1509) 20.7669 (0.1512) 20,0390 (0,1459) 22,5250 (0,1640) 19,0776 (0,1389) 20,6296 (0,1502) 20,6273 (0,1502) 90 22.1542 (0.1613) 20.1764 (0.1469) 22,7722 (0,1658) 19,8193 (0,1443) 22,4975 (0,1638) 19,3660 (0,1410) 21,1309 (0,1539) for all results 20.7093 (0.1508) * loss of the padding weld's volume was determined according to the formula (1). measured density of the padding weld of wear-resistant plate hardplate 100s 6+4 is 7,2808 g/cm3 according to the implementation scheme of the randomized complete statistical program, an analysis table of variance was created (table ii) welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(5) 2019 14 table ii. analysis of variance table name sum of squares s number of degrees of freedom f average square s2 value of the test f between systems 𝑆𝑀𝑈 = ∑ 𝑟𝑖 𝐾 𝑖=1 𝑦𝑖 2 − 𝑁𝑦2 = 7.03599 𝑓𝑀𝑈 = 𝐾 − 1 = 4 𝑠𝑀𝑈2 = 𝑆𝑀𝑈 𝐾 − 1 = 1.7590 𝐹 = 𝑆𝑀𝑈2 𝑆𝑊𝑈 2 = 0.9993 inside the system 𝑆𝑊𝑈 = ∑ ∑ 𝑦𝑖𝑗 2 𝑟𝑖 𝑗 =1 𝐾 𝑖=1 − ∑ 𝑟𝑖 𝑟𝑖 𝑖=1 𝑦𝑖 2 = 44.00543 𝑓𝑊𝑈 = 𝑁 − 𝐾 = 25 𝑠𝑊𝑈2 = 𝑆𝑊𝑈 𝑁 − 𝐾 = 1.7602 – rest 𝑆𝑅 = ∑ ∑ 𝑦𝑖𝑗 2 𝑟𝑖 𝑗=1 𝐾 𝑖=1 − 𝑁𝑦2 = 51.04142 𝑓𝑅 = 𝑁 − 1 = 29 – – where: ri – the number of measurements of the input factor at a given level; n – total number of measurements of the input factor; �̅� 𝑖 – average of measurement results; y ̅ – average of results from all measurements; yij – the value of the j-th resultative factor at the i level; k – number of variability levels of the tested factor hardness measurements measurements of hardness of layers of surfaced samples from ground wear-resistant plates were carried out on the surface of the padding weld's face using the rockwell method (fig. 4a) and for 2 samples on the cross-sectional area of the plate in the area of the overlap of the padding weld beads, heat affected zone and basic material using the vickers method (fig. 4b). the results of hardness measurements obtained are presented in table iii, iv and v. (a) (b) fig. 4. hardness tests points distribution: a) on the face of overlay weld of grind wear plates; 1 – hardness test points, 2 – grinding hardfacing deposit, 3 – base material, b) on the surface of grinding wear plates’ cross section; 1 – hardness test points, 2 – grinding hardfacing deposit, 3 – heat affected zone, 4 – base material metallographic examinations in order to determine the quality of the surfaced layer, microand macroscopic metallographic examinations were performed. metallographic examination of the sample with the number 19, whose angle between the longer side of the sample and the direction of beads placement is 0°, was carried out on transverse metallographic specimen using a light microscope. the results of macroscopic metallographic examinations are presented in figure 5a, and metallographic microscopic findings in figure 5b. (a) (b) fig. 5. a) the macrostructure of grinding wear plate hardplate 100s’ 6+4; b) and microstructure of hardfacing deposit of this plate welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(5) 2019 15 table iii. results of hrc hardness measurements on the face of hardfacing deposit samples of grinding wear plates sample number angle between the longer side of the sample and the direction of beads placement, ° hardness measurement point * average value of the hardness of the sample, hrc 1 2 3 4 5 19 0 59.5 61.0 62.5 61.5 59.5 60.8 10 0 59.0 60.0 62.5 61.0 60.5 60.6 24 0 60.5 61.0 61.5 61.5 59.5 60.8 08 0 59.5 60.0 60.5 61.0 61.0 60.4 15 0 58.5 59.5 61.0 60.0 61.0 60.0 27 0 62.5 62.5 60.5 59.5 60.0 61.0 26 30 58.5 60.0 60.5 60.5 60.0 59.9 14 30 60.5 60.0 61.5 60.5 61.0 60.7 09 30 60.5 59.0 62.0 61.0 61.0 60.7 02 30 59.5 61.5 60.5 60.0 60.5 60.4 05 30 59.5 61.0 62.5 62.0 60.5 61.1 28 30 59.5 60.0 60.5 62.0 61.0 60.6 07 45 61.5 62.0 59.0 60.5 60.0 60.6 25 45 60.5 61.5 61.0 62.0 60.5 61.1 11 45 60.0 59.0 60.5 61.0 60.5 60.2 06 45 60.5 59.5 61.0 61.0 58.5 60.1 16 45 60.5 60.5 61.0 60.5 60.0 60.5 29 45 60.5 61.0 60.5 60.0 59.0 60.2 04 60 59.0 61.5 60.5 62.0 60.5 60.7 03 60 61.0 62.0 60.0 60.0 59.5 60.5 30 60 60.5 61.0 62.0 60.5 59.5 60.7 21 60 60.0 58.5 60.5 60.5 60.0 59.9 20 60 61.5 61.5 59.5 60.0 59.5 60.4 17 60 59.5 60.0 61.0 60.0 61.0 60.3 22 90 58.5 59.0 59.5 61.0 60.5 59.7 01 90 62.0 60.5 60.0 61.0 59.0 60.5 12 90 60.0 60.5 60.5 60.5 59.0 60.1 13 90 59.5 61.5 62.0 60.0 60.0 60.6 23 90 61.0 61.5 60.0 58.5 59.9 60.2 18 90 60.0 62.0 62.0 59.5 60.0 60.7 * marking of measurement points in accordance with figure 4a table iv. results of hv30 hardness measurements on cross section of hardfacing deposit samples of grinding wear plates sample number angle between the longer side of the sample and the direction of beads placement, ° hardness measurement point * 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 19 0 804 711 761 814 754 825 709 729 791 803 10 0 747 746 703 784 697 728 688 747 759 812 * marking of measurement points in accordance with figure 4b table v. results of hv10 hardness measurements on cross section of heat affected zone and base material samples of grinding wear plates sample number angle between the longer side of the sample and the direction of beads placement, ° hardness measurement point * 11 12 13 14 15 16 19 0 174 185 167 150 163 152 10 0 177 170 161 148 154 141 * marking of measurement points in accordance with figure 4b welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(5) 2019 16 analysis of research results the conducted tests of abrasion resistance of ground wear-resistant plates hardplate 100s showed that regardless of the direction of bead placement in relation to the direction of movement of abradant, the surfaced layer is characterized by high resistance to abrasion. the average loss of padding weld's volu me determined based on astm g 65 for particular values of bead angles is in the range of 20.1123÷ ÷21.3850 mm3. the significance of the impact study was conducted using a randomized complete statistical program. the value of the f test calculated on the basis of statistical analysis of test results (table ii) is less than the critical value f0.05; 4; f fischer-snedecor f test [14]. it authorizes us to state that for the adopted level of significance and the calculated number of degrees of freedom, the direction of bead placement in relation to the direction of movement of abrasive particles does not significantly affect the abrasion resistance of the metal-mineral type of plates with ground wear-resistant padding weld. the hardness measurements carried out on the face of the padding weld of ground wear-resistant plates show high hardness of the surfaced layers and high repeatability of results irrespective of the direction of bead placement with respect to the longer side of the sample. the average hardness values of individual samples are in the range of 59.7÷61.1 hrc, while the gap is 4.0 hrc. there was no deterioration of the padding weld's hardness in the bead joints zone. the hardness measured on the cross-sectional area of the padding weld is within 688÷825 hv30, and in the area of the beads' overlap 703÷761 hv30. the heat affected zone has a hardness of 161÷185 hv10, while the base material 141÷163 hv10. in both cases, the measured hardness does not exceed the maximum permissible hardness of 380 hv10 according to pn -en iso 15614-7:2016-12 for steel from material group 1. the metallographic tests carried out did not indicate the occurrence of welding defects in the surface layer of the plate with wear-resistant padding weld. the surfaced layer is properly connected to the base material and the penetration has a regular circular shape. on the basis of microscopic examination, it can be concluded that the padding weld of the wear-resistant plate probably has a structure composed of large chromium carbides in the austenitic matrix. resources [1] bęczkowski r., selected issues of applying a wear-resistant plates in the mining industry. welding technology review, 2017, vol. 89(5), 80-84. [crossref] [2] mucha t., bartkowiak k., application of cladded abrasive-resistant plates in repairs of opencast mining equipment. welding technology review, 2011, vol. 83 (10), 73-76. [crossref] [3] neale m., gee m., a guide to wear problems and testing for industry, william andrew, 2001, 3-8. [4] ban m., hasegawa n., ueno y., shinozaki h., aoki t., fukumoto h., wear resistance property of hardfacing weld overlays containing metal carbides. tribology online 2012, vol. 7(4), 207-212. [crossref] [5] czupryński a., properties of al2o3/tio2 and zro2/cao flame sprayed coatings. spajanie materiałów konstrukcyjnych, 2017, vol. 36(2), 32-39. [6] czupryński a., kik t., melcer m., comparison of abrasion resistance of wear plates. welding technology review, 2018, vol. 90(5), 28-36. [crossref] [7] klimpel a., górka j., czupryński a., comparison of chromium cast iron deposits of wear plates. journal of achievements in materials and manufacturing engineering, 2006, vol. 18(1-2), 387-390. [hyperlink] [8] pawar s., mukhopadhyay g., metallurgical and tribological evaluation of fe-cr-c hardfacing alloys. journal of failure analysis and prevention, 2018, vol. 18(4), 868-876. [hyperlink] [9] turyk e., riabcew i.a., melcer m., rebuilding of coils of screw conveyors with chromium cast iron hard laye., welding technology review, 2018, vol. 90(9), 24-27. [crossref] [10] varga m., high temperature abrasive wear of metallic materials. wear, 2017, vol. 376-377, 443-451. [crossref] [11] yury k., filiрpov m., makarov a., malygina i., soboleva n., fantozzi d., adrea m., koivuluoto h., vuoristo p., arc-sprayed fe-based coatings from cored wires for wear and corrosion protection in power engineering. coatings, 2018, vol. 8(2), 71. [crossref] [12] ziemliński j., simplified technology of welding large working surfaces exposed to the destructive effect of loose materials. (in-polish) biuletyn instytutu spawalnictwa, 1966, vol. 28, 28-32. [13] welding alloys polska sp. z o.o., pad welded wear plates, wa, 2018. [14] kukiełka l., basics of engineering research. pwn, 2002, 40-42, 248. [15] https://www.random.org/sequences/?min=1&max=30&col=1&format=html&rnd=new (30.01.2019) © 2019 by the authors. submitted for possible open access publication under the terms and conditions of the creative commons attribution (cc by) license (http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/). http://pspaw.pl/index.php/pspaw/article/view/771 http://pspaw.pl/index.php/pspaw/article/view/473 https://www.jstage.jst.go.jp/article/trol/7/4/7_207/_article http://pspaw.pl/index.php/pspaw/article/view/893 http://jamme.acmsse.h2.pl/papers_amme06/1215.pdf https://link.springer.com/article/10.1007%2fs11668-018-0475-8 http://www.pspaw.pl/index.php/pspaw/article/view/949 https://doi.org/10.1016/j.wear.2016.12.042 https://doi.org/10.3390/coatings8020071 ps 5 2018 www str 103przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 kontrola prac spawalniczych na przykładzie elementów elektrowni wiatrowej control of welding works on the example of a wind tower production mgr inż. jacek saperski – biuro techniczne. autor korespondencyjny/corresponding author: jsaperski@op.pl streszczenie w artykule przedstawiono zagadnienia związane z przygotowaniem produkcji i kontrolą jakości dla konstrukcji wież wiatrowych. omówiono zakres kontroli i problemy, jakie pojawiły się w trakcie realizacji zlecenia. słowa kluczowe: kontrola prac; przygotowanie prac; wymagania; personel spawalniczy; konstrukcja offshorowa abstract presentation of issues regarding preparation for production and quality control of wind towers structures. keywords:  control of welding works; work preparation; requirements; welding personnel; off shore structure wstęp latem i jesienią 2017 firma gotech oddział dolna odra wykonała serię czterdziestu elementów morskich wież wiatrowych. autor, pracując przy tym projekcie jako inspektor, nadzorował wykonywane prace spawalnicze. niniejszy artykuł jest podsumowaniem doświadczeń i obserwacji poczynionych przy tym projekcie. opis konstrukcji nadzorowana konstrukcja to stalowe podstawy morskiej wieży wiatrowej z elementami osprzętu. wykonane z rury o średnicy 1680 mm, długości ok. 10 m. grubość ścianki 60÷75 mm. do rury spawano kołnierz grubości 75 mm, odgałęzienia rur grubości 35 mm, oraz elementy mocujące osprzęt. elementy te w postaci węzłówek, uchwytów etc. miały grubość w przedziale 15÷60 mm. połączenia spawane wykonano przeważnie jako złącza kątowe ze spoinami czołowymi. rysunek 1 przedstawia gotową kolumnę, rysunki 2 i 3 – oznaczenie spoin, rysunek 4 – opis spoiny, a rysunek 5 – status badań ndt. wymagania wymagania dotyczące wykonania i kontroli prac spawalniczych klient opracował w oparciu o przepisy morskiego towarzystwa klasyfikacyjnego dnv: dnv-os-c401 [1,5] i en 3834-2 [2]. podobne wymagania są opisane w opracowaniu [3,4]. materiał podstawowy: s 355 j2, dostawa obrobionych elementów przez zamawiającego. jacek saperski przeglad welding technology review rys. 1. gotowa kolumna fig. 1. the pin is ready rys. 2. usytuowanie spoin na konstrukcji fig. 2. the main welding joints on the structure odgałęcienie (branch) węzłówki (brackets) centralizery doi: http://dx.doi.org/10.26628/ps.v90i5.908 104 przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 poziom jakości dla spoin i zakres badań podano w tablicy i. końcowe badania ndt prowadzano min. 24 h po zakończenia prac spawalniczych. przygotowanie produkcji spawacze dopuszczenie spawaczy dokonywano na podstawie: – właściwych uprawnień zgodnie z pn-en iso 9606-1, – pomyślnego zaliczenia testu sprawdzającego. spawacze wykonywali spoinę czołową na złączu teowym. blacha t = 40 mm, ukosowanie na k. zakres badania złącza: vt, ut, kryterium akceptacji: poziom b wg pn-en 5817. spawacze, którzy zostali dopuszczeni do pracy, przechodzili szkolenie, w ramach którego byli zapoznawani z dokumentacją spawalniczą, instrukcjami wps, wymaganiami dotyczącymi opisu spoin. rozpoczynali pracę od najprostszych spoin, stopniowo przechodząc do spoin bardziej wymagających. personel kontroli prac spawalniczych kontrole prac spawalniczych na bieżąco prowadzili inspektorzy zamawiającego, inspektorzy końcowego odbiorcy i inspektorzy producenta. akceptowany był poziom kompetencji iwe lub iwi i vt2. kwalifikacje technologii spawania technologie spawania i technologii napraw były kwalifikowane zgodnie z przepisami dnv-os-c401 [1]. wg powyższych przepisów, jeśli przy naprawie usuwamy więcej niż ¼ grubości materiału, należy kwalifikować technologię naprawy wykonując spawanie próbki, wycięcie spoiny i ponowne spawanie, tak żeby poddać spawaną próbkę takiemu samemu cyklowi cieplnemu, jak przy naprawie spoiny w konstrukcji. wg zaleceń przepisów [1], temperaturę wstępnego podgrzania należy zwiększyć przy ponownym spawaniu o 50 °c. do celów projektu przyjęto zarówno wcześniej opracowane technologie, jak i technologie opracowane dla opisywanej konstrukcji. stosowane procesy spawania: 138 i 136. kontrola i badanie organizacja kontroli i badań wykonawca przez czas realizacji projektu dysponował pracownikami kontroli w obszarze: – pomiarów geometrycznych – prac spawalniczych – identyfikacji prac spawalniczych – badań ndt: vt, mt i ut. zakres kontroli kontrola przed spawaniem kontrola przed spawaniem obejmowała: spawacze sprawdzenie uprawnień spawaczy do wykonywania danych złączy. złącza konstrukcji zostały podzielone na kilka kategorii w zależności od stopnia trudności. spawacze w uzgodnieniu z inspektorem klienta byli dopuszczani do wykonywania właściwej kategorii złącza, zaczynając od złączy najprostszych. jeśli rezultaty ich pracy były pozytywne – wadliwość złączy poszczególnych spawaczy była rejestrowana – przechodzili do kategorii wyższej. jeżeli ilość wad spawalniczych była znacząca, byli przesuwani do prac prostszych, w skrajnym wypadku byli odsuwani od pracy przy tym projekcie. sprawdzenie znajomości wps-ów i opis spoiny. spawacz przed przystąpieniem do pracy opisywał spoinę wpisując między innymi swój znak i nr wps, wg które go pracował. sprawdzający od razu widział, czy wps został dobrany zgodnie z planem spawania. nowo zatrudnieni spawacze, mimo instruktażu i pomimo dostępności na hali właściwej dokumentacji, nie zawsze dobierali właściwy wps. wiązało się to ze zmianą drutu spawalniczego i temperaturą wstępnego podgrzania elementów. sprawdzenie wyposażenia spawalniczego i pomiarowego: do pomiaru temperatury, pomiaru przepływu gazu osłonowego, przymiary do oceny kształtu i rozmiaru spoiny zgodnie z zaleceniami klienta. przygotowanie elementów – zgodność montażu (wielkość szczeliny, ukosowanie) z dokumentacją, – oczyszczenie miejsc spawanych z tłuszczu, rdzy i innych zanieczyszczeń, – sposób podklejenia podkładki ceramicznej, jeśli była wymagana. tablica i. poziom jakości dla spoin i zakres badań ndt table i. the quality level and scope of ndt kategoria złączy wg os-c401 poziom jakości wg en 5817 rodzaj złączy zakres badań ndt vt mt/ pt ut/ rt kat i b* złącza kątowe ze spoinami czołowymi 100 % 100 % 100 % kat ii c 100 % 20 % 20 % * podtopienia i pory powierzchniowe niedopuszczalne ostrzekołnierz rys. 3. usytuowanie spoin na konstrukcji fig. 3. the main welding joints on the structure 105przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 rys. 4. opis spoiny fig. 4. a welding joint description rys. 5. oznaczenie statusu ndt na konstrukcji fig. 5. status of ndt w efekcie zakres energii podany w wps był węższy, niż zakres energii w wykonanym złączu próbnym przy kwalifikowaniu technologii. spoiny musiały być wykonane w tak zdefiniowanym przedziale energii, co wymagało częstych pomiarów i korygowania parametrów. z klientem uzgodniono, że zapisy z pomiaru parametrów spawania będą dołączane do dokumentacji zdawczej. stan oczyszczenia poszczególnych ściegów i kształt rowka po wycięciu grani złącza przygotowane na „k” spawano dwustronnie z podkładką okrągłą. grań wycinano elektro-powietrznie tak, żeby usunąć warstwę przetopową. kształt rowka spawalniczego sprawdzano przymiarem dobranym tak, żeby zapewnić właściwe wtopienie w materiał. po oszlifowaniu miejsca po żłobieniu, badano powierzchnię metodą magnetyczno-proszkową (mt). jeśli wynik badania mt był pozytywny, złącze było dopuszczane do dalszego spawania. kontrola po spawaniu identyfikowalność spawania wymagany przez klienta opis spoin zawierał: znak spawacza, nr wps, oznaczenie materiału dodatkowego (nazwa i nr wytopu), data i godzina zakończenia spawania, status ndt i nr spoiny. ndt – badania wizualne (vt) w szczególności sprawdzenie kształtu i rozmiaru spoin, – badania magnetyczno-proszkowe (mt), – badania ultradźwiękowe (ut). badaniom wizualnym podlegała cała konstrukcja, oprócz spoin badany był stan powierzchni elementów. w szczególności sprawdzano usunięcie śladów po przyspawanych i usuniętych elementach technologicznych, śladów zajarzenia łuku i pozostałości po nieumiejętnym użyciu szlifierki. zapisy z kontroli i badań zapisy z kontroli i badań, jakie powstawały to: – raporty z inspekcji procesu spawania, – raporty z pomiaru parametrów spawania, – dziennik spawania, w którym rejestrowano status spawania i badań i kto je wykonywał, – raporty z ndt, – raport pomiarowy. analiza przypadków kwalifikowanie technologii spawania. ile czasu trzeba przeznaczyć na badanie technologii? dla uzupełnienia posiadanych kwalifikowanych technologii spawania, przystąpiono do opracowania kolejnej technologii: metoda spawania: 138/136 złącze ze spoiną czołową materiał podstawowy: s355 j2 +n, grubość 40 mm parametry materiału wg świadectwa odbioru 3.1: średnia praca łamania: 144 j w temperaturze -20 °c równoważnik węgla: ceq = 0,45 po wykonaniu złącza próbnego i przeprowadzeniu badań nieniszczących, złącza z wynikiem pozytywnym poddawano badaniom mechanicznym. przy badaniu udarności uzyskano następujące wartości średnie: – w spoinie: 42 j – w linii wtopienia: 125 j – linia wtopienia +2 mm: 11 j – linia wtopienia +5 mm: 9 j materiał dodatkowy – zgodność materiału dodatkowego z wps, identyfikowalność materiałów, urządzenia spawalnicze i narzędzia – stan urządzeń spawalniczych, stan uchwytu spawalniczego i dobór rozmiaru dyszy do prowadzonych prac, – wyposażenie w stosowne narzędzia i urządzenia: do szlifowania, do podgrzewania. temperatura – sposób podgrzewania elementów przed spawaniem: grzanie elektryczne lub gazowe i temperaturę wstępnego podgrzania. warunki spawania – zapewnienie właściwych warunków spawania i dostępu; rusztowania, osłony, zabezpieczenie przed przeciągami, osłony termiczne dla spawaczy, oświetlenie. kontrola w trakcie spawania parametry spawania pomiary parametrów spawania: dla obliczenia energii liniowej, wielkości przepływu gazu osłonowego, temperatury wstępnego podgrzania i międzyściegowej. wpqr-y do części złączy opracowano tylko dla jednej pozycji spawania. zakres energii liniowej zgodnie z przepisami dnv [1] obliczany jest jako średnia wartość dla ściegów wykonanych w trakcie testów +/25% (jest to mniejszy zakres od tego, który dopuszcza en 15614-1 [6]). 106 przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 literatura [1] przepisy dnv: offshore standard dnv-os-c401 [2] en iso 3834-2: wymagania jakości dotyczące spawania materiałów metalowych – część 2: pełne wymagania jakości [3] saperski j.: wpływ wprowadzenia pn-en 1090 na spawalnictwo w małych wytwórniach konstrukcji spawanych, materiały xx naukowo-technicznej: konferencji „postęp, innowacje i wymagania jakościowe procesów spajania”, międzyzdroje 27-29.05.2014 [4] saperski j.: wymagania jakościowe konstrukcji offshore; materiały xiv naukowo-technicznej konferencji: „postęp, innowacje i wymagania jakościowe procesów spajania”, międzyzdroje 27-29.05.2008 wnioski   – wykonanie odpowiedzialnych konstrukcji wymaga starannego przygotowania od strony organizacyjnej, technologicznej, sprzętowej i kadrowej. – przygotowanie takie – czasochłonne i kosztowne – obniża koszty późniejszych działań, szczególnie, gdy pojawią się „nieprzewidziane zdarzenia”. – w obecnych czasach najtrudniejsze wydaje się skompletowanie dodatkowych zasobów ludzkich (spawaczy, nadzoru, personelu kontroli i badań) i stanowi to istotną barierę przy wzroście produkcji, szczególnie, jeśli wiąże się to ze wzrostem wymagań jakościowych dla wykonywanych konstrukcji. – właściwie prowadzona kontrola prac spawalniczych pozwala na wczesne wychwycenie błędów w produkcji. w efekcie pozwala na wprowadzenie korekt i uzyskanie wyrobu spełniającego wymagania klienta i często znaczące obniżenie kosztów. – kontrola prac spawalniczych jest niezbędnym elementem zapewnienia właściwego poziomu jakości konstrukcji spawanych. [5] saperski m.: procedura kwalifikowania technologii spawania konstrukcji offshore według przepisów det norske veritas – biuletyn instytutu spawalnictwa nr 6/2010. [6] en iso 15614-1: specyfikacja i kwalifikowanie technologii spawania metali – badanie technologii spawania – część 1: spawanie łukowe i gazowe stali oraz spawanie łukowe niklu i stopów niklu. z arkusza blachy przeznaczonego do testów wycięto próbki i wykonano badanie udarności. średni uzyskany wynik: 10 j w temperaturze -20°c. wniosek 1: spawanie nie zawsze pogarsza właściwości materiału. wniosek 2: na kwalifikowanie technologii trzeba przeznaczyć na ogół więcej czasu, niż nam się wydaje. wniosek 3: do informacji zawartych w świadectwach materiałów podchodzić należy z ograniczonym zaufaniem. szkolenie i dokumentacja dla spawaczy spawacze sprawdzeni i zakwalifikowani do pracy, przechodzili szkolenie, byli zapoznawani z wps-ami i dokumentacją, gdzie do każdej spoiny był przypisany wps. dokumentacja taka była dostępna w miejscu prowadzenia prac. mimo to, jak się okazało, nowi spawacze wymagali szczegółowej kontroli i sprawdzenia znajomości dokumentacji i umiejętności czytania wps. zdarzało się, że do wykonywanej spoiny błędnie odczytywali nr wps, w konsekwencji pobierali niewłaściwy drut. mieli też problem z właściwym określeniem temperatury wstępnego podgrzania. niektóre wps-y zawierały informacje o temperaturze wstępnego podgrzania w funkcji grubości materiału. drobny element dostawiony grubości 15÷20 mm byli w stanie zmierzyć. grubość tą interpretowali jako wielkość parametru z wps. grubość ścianki rury, do którego element był spawany, a wynosiła ona 75 mm, był poza ich polem obserwacji i interpretacji. każdy nowy spawacz wymagał przed rozpoczęciem pracy sprawdzenia czy wie, który wps powinien zastosować i czy prawidłowo go odczyta. wniosek 1: im mniej dokumentów dostanie pracownik tym mniejsze prawdopodobieństwo, że się w tym pogubi. wniosek 2: instrukcje, w tym wps-y, powinny być możliwie proste i jednoznaczne, bez pola do interpretacji. wniosek 3: przy tak złożonym projekcie, pomoc i kontrola ze strony nadzoru (pracowników kontroli) jest niezbędna do wdrożenia pracowników i zapewnienia prawidłowego procesu spawania. 201211_pspaw.pdf 42 przegląd spawalnictwa 11/2012 jacek słania maciej balcerzak spawanie zbiornika bezciśnieniowego do magazynowania oleju opałowego welding of non-pressure vessel for heating oil storage dr hab. inż. jacek słania, prof. pcz – politechnika częstochowska, mgr inż. maciej balcerzak – urząd dozoru technicznego oddział w łodzi. streszczenie montaż i spawanie zbiornika bezciśnieniowego o pojemności użytkowej v = 250 m3 przeznaczonego do magazynowania oleju opałowego. omówiono budowę zbiornika, materiały podstawowe i dodatkowe do spawania, kwalifikacje spawaczy, badania nieniszczące złączy spawanych oraz wymagania odbiorowe. przedstawiono badania szczelności poszczególnych elementów zbiornika oraz próbę wodną wytrzymałościową. abstract there were the assembly and welding of non-pressure vessel presented. the useful capacity of the vessel is v = 250 m3. the construction of the vessel, parent and auxiliary materials, welders’ qualifications, non-destructive testing of welded joints and acceptance criteria were described. leak testing of particular vessel elements and hydraulic testing were discussed. wstęp przedstawiono podstawowe warunki procesu wytwarzania zbiornika bezciśnieniowego o pojemności użytkowej v = 250 m3 przeznaczonego do magazynowania oleju opałowego. wymagania dotyczące budowy zbiornika przedstawiono w [1÷16]. dane techniczne zbiornika zbiornik ma kształt cylindryczny o średnicy wewnętrznej dw = 6,8 m i wysokości całkowitej hc = 7,44 m w układzie pionowym z dachem stożkowym pokrytym blachą stalową. zbiornik wyposażono w następujący osprzęt: układ hermetyzacji zbiornika, urządzenie pomiarowe, włazy na powierzchni dachu, właz dolny, króćce, termometr, wężownicę grzewczą, instalację przeciwpożarową i instalację zraszającą. charakterystyka techniczna zbiornika – czynnik – olej opałowy – gęstość czynnika – 860 kg/m3 – temperatura obliczeniowa – 50oc – temperatura robocza – 30oc – pojemność całkowita – 246,95 m3 – pojemność użytkowa – 217,77 m3 – ciśnienie robocze – hydrostatyczne – średnica zewnętrzna – dz = 6,81 m – wysokość – h = 9 249 mm obliczenia obliczenia zbiornika wykonano wg wytycznych pn-b-03210 zbiorniki walcowe pionowe na ciecze. obciążenia – medium – olej opałowy – ciężar właściwy konstrukcji – obciążenie śniegiem – obciążenie wiatrem – obciążenie zmienne – schody prowadzące na pomosty, na których przebywają pojedyncze osoby – obciążenia od osprzętu przyjęto w sposób uproszczony przez zaokrąglanie wartości – nie uwzględnia się obciążenia pyłami przemysłowymi materiał podstawowy zastosowano stal niskostopową konstrukcyjną o zwiększonej odporności na korozję atmosferyczną, tj. 10ha o wytrzymałości obliczeniowej fd = 290 mpa i granicy plastyczności re = 345 mpa. 43przegląd spawalnictwa 11/2012 naddatki grubości na korozję naddatek na korozję przyjęto w wysokości 2 mm, przy założeniu, że w zbiorniku przechowywany będzie olej opałowy, nieagresywny dla stali. przyjęto średni roczny postęp korozji 0,04 mm, a okres eksploatacji 50 lat – 0,04 mm × 50 = 2,00 mm. zbiornik dodatkowo od wewnątrz zabezpieczono antykorozyjnie laminatem z antyelektrostatycznego tworzywa epoksydowego fundix 128 ast. podstawowe elementy zbiornika stały dach zbiornika zaprojektowano jako stożkowy, konstrukcję nośną dachu stanowi 8 dźwigarów ipe100 podpartych na obwodzie płaszcza, wzmocnionych ceownikiem usztywniającym i w środkowej części połączonych z pierścieniem dachowym średnicy 508 mm i grubości ścianki 7 mm, spoiną obwodową o grubości 3 mm. konstrukcję usztywniającą stanowi 16 płatwi dachowych ipe80, połączonych z dźwigarem dachowym dwiema śrubami m10x30 klasy 4,8, oraz stężenie dachowe zewnętrzne z c35 oraz wewnętrzne z l40x5, stężenia połączono z dźwigarem śrubą m10x30 klasy 4,8. blachy pokrycia dachowego grubości 5 mm spawane są ze sobą jednostronną spoiną pachwinową grubości 3 mm i w taki sam sposób połączone z pierścieniem usztywniającym. nie spawa się blach pokrycia do elementów nośnych konstrukcji dachowej, umożliwia to przekazanie na elementy nośne dachu obciążeń skierowanych ku dołowi, ponadto w przypadku awaryjnego wybuchu w zbiorniku mieszanki parowo-powietrznej blachy pokrycia powinny łatwo ulec rozerwaniu, ograniczając rozmiar uszkodzeń. płaszcz wykonany jest z pięciu współśrodkowych pierścienia o grubości 5 mm (tabl.). kolejne pierścieni, zaczynając od dołu, zaprojektowano o szerokościach: 1400; 1350; 1350; 1350 i 1350 mm. poszczególne pierścienie są łączone ze sobą za pomocą spoin czołowych 1/2v. każdy pierścień składa się z dwóch blach powtarzalnych i jednej zamykającej. pionowe styki w sąsiednich pierścieniach przesunięte między sobą o 500 mm, w celu uniknięcia spoiny pionowej przechodzącej wzdłuż całej wysokości zbiornika. ostatni pierścień płaszcza należy usztywniony ceownikiem 65 połączonym z płaszczem spoiną pachwinową 3 mm. dno zbiornika składa się z pierścienia obrzeżnego o grubości 8 mm i szerokości minimalnej 500 mm oraz środkowej o grubości 7 mm. dno, tak jak cały zbiornik wykonano ze stali 10ha. pierścień obrzeżny stanowi 18 segmentów wyciętych z blachy o wymiarach 2000x1000 mm i 2 segmenty wycięte z blachy o wymiarach 1500x1000 mm. środek dna stanowią 2 segmenty o wymiarach 3000x1000 mm oraz 1 segment o wymiarach 4000x1000 mm. roboty montażowe podczas wznoszenia obiektu roboty te obejmowały: montaż dna, montaż płaszcza, montaż dachu stałego, montaż schodów i poręczy oraz montaż wyposażenia technologicznego. montaż dna grubość blach dna zbiornika przyjęto zgodnie z tablicami: 5 i 6 normy pn-b-03210. dla średnicy wewnętrznej zbiornika ≤ 12,5 m minimalna grubość blach dna wynosi 5 mm, przyjęto tb2 = 7 mm ze względu na możliwość wystąpienia korozji. zgodnie z tablicą 6 normy minimalna grubość pasa płaszcza łączonego z dnem wynosi 6 mm, przyjęto tb1 = 8 mm ze względu na możliwość wystąpienia korozji. szerokość blach pierścienia obrzeżnego przyjęto na podstawie tablicy 7 ww. normy, dla średnicy zbiornika ≤ 12,5 m, szerokość blach wynosi tp = 500 mm. montaż dna zbiornika przedstawiono na rysunku 1. dostarczone na plac budowy dno o średnicy rozwinięcia 7,1 m, nawinięte jest na rulon średnicy 2,6 m. przed przystąpieniem do montażu należy odpowiednio zabezpieczyć podłoże substancją antykorozyjną. do montażu należy użyć żurawia samochodowego i ciągnika kołowego. tablica i. zestawienie pierścieni płaszcza table i. set of jacket rings numer pierścienia grubość pierścienia mm szerokość pierścienia mm arkusze powtarzalne mm arkusz zamykający mm 1 5 1400 2x8000 1x5400 2 5 1350 2x8000 1x5400 3 5 1350 2x8000 1x5400 4 5 1350 2x8000 1x5400 5 5 1350 2x8000 1x5400 rys. 1. montaż dna zbiornika fig. 1. assembly of vessel bottom 44 przegląd spawalnictwa 11/2012 kolejność czynności przy montażu metodą rulonową: – wytyczenie osi podłużnych i poprzecznych dna. – rulon przy użyciu żurawia należy ułożyć na podłożu – rulon ustawia się prostopadle do osi króćców produktowych. – rulon należy opleść liną stalową, zabezpieczającą proces rozwijania. następnie należy przeciąć płaskowniki sczepne. – rozwinięcie rulonowego dna na podłożu przy równoczesnym malowaniu od strony podłoża dwoma warstwami lakieru bitumicznego 70-08-31. rulony należy rozwijać przy użyciu lin stalowych zaczepionych o boki bębna w ten sposób, że pociągane tworzą moment obrotu, rozwijając nawinięte dno. rozwijanie blach zbiornika przedstawiono na rysunku 2. – kiedy dno znajduje się we właściwym miejscu, należy zabezpieczyć krawędzie przed przesuwaniem przy użyciu kątowników wbijanych w podłoże. – wyprostowanie płaszczyzny dna przez usunięcie sfałdowań, pochodzących z odkształcenia blach nawiniętych na bęben, za pomocą ciągnika o kołach gumowych. należy kontrolować położenie dna, w razie potrzeby ponownie przesunąć je w miejsce położenia. montaż płaszcza płaszcz zbiornika zwinięty w dwa rulony, dostarczony na plac budowy, łączna długość prefabrykatu 21,363 m, grubość blach płaszcza 5 mm. w płaszczu znajdują się otwory na właz i króćce produktowe. na dnie należy wytrasować położenie płaszcza, przez przyspawanie do dna kątowników oporowych. pierwszy rulon ustawia się na dnie przy użyciu żurawia samochodowego. w celu zmniejszenia tarcia rulonu o dno zbiornika należy ustawić go na tacy poślizgowej, pod którą znajduje się warstwa gęstego smaru. należy usztywnić swobodną krawędź przez przyspawanie na całej wysokości pobocznicy dźwigara dwuteowego ipe120, który zostaje roztroczony odciągami. rulon należy opleść liną stalową, zabezpieczającą proces rozwijania. następnie należy przeciąć płaskowniki sczepne. do rozwijania rulonu wykorzystać ciągnik kołowy z liną przyczepioną do rulonu za pośrednictwem specjalnego uchwytu przyspawanego do blach (w miarę postępu robót jest odcinany i przyspawany w nowe położenie). rozwijanie rulonów płaszcza zbiornika przedstawiono na rysunku 3. końcowa krawędź pierwszego rulonu pobocznicy zostaje usztywniona rozprężonym odciągami dźwigarem dwuteowym. kolejny rulon montujemy, postępując według tego samego schematu. dwuteowniki należy połączyć ze sobą ściągami z nakrętkami rzymskimi. zamknięcia krawędzi pobocznicy zbiornika dokonuje się przez zespawanie spoinami czołowymi (pionowymi spawanie od dołu do góry i poziomymi) typu 1/2v. spoiny należy wykonać elektrodą eb150. po zmontowaniu płaszcza należy przyspawać do górnej krawędzi płaszcza ceownik usztywniający, spoiną pachwinową o grubości 5 mm elektrodą eb150. montaż płaszcza zbiornika przedstawiono na rysunku 4. rys. 2. rozwijanie rulonów blach fig. 2. sheet rolls unrolling rys. 3. rozwijanie rulonów płaszcza zbiornika fig. 3. unrolling of vessel jacket rolls rys. 4. montaż płaszcza zbiornika fig. 4. assembly of vessel jacket 45przegląd spawalnictwa 11/2012 wymagania techniczne wykonania i odbioru (wtwio) materiały podstawowe na elementy zbiornika stosowane są materiały wymienione dotychczas przy omawianiu montażu poszczególnych części zbiornika. materiały na elementy konstrukcji i elementy mocujące muszą posiadać świadectwo odbioru 3.1 wg en-10204. do spawania elementów zbiornika i elementów mocujących użyto metody ręcznego spawania łukowego elektrodą topliwą 111. jako materiału dodatkowego użyto elektrody zasadowej eb150, grubo otulonej, przeznaczonej do spawania konstrukcji o podwyższonej wytrzymałości. prąd spawania stały, biegunowość dodatnia. kwalifikacje spawaczy złącza spawane urządzeń bezciśnieniowych na materiały łatwopalne i wybuchowe mogą wykonywać spawacze posiadający uprawnienia udt w danym zakresie grubości, grupy materiałów, metody i pozycji spawania zgodnie z pn-en 287-1. wymagania te obowiązują również przy wykonywaniu spoin sczepnych. przygotowanie do spawania elementy użyte do spawania powinny być zgodne z dokumentacją konstrukcyjną. mogą być cięte mechanicznie na nożycach gilotynowych lub termicznie po cięciu termicznym krawędzie należy oszlifować w celu usunięcia warstwy tlenków i zgorzeliny na głębokość nie mniejszą niż 1 mm. z powierzchni brzegów przewidzianych do spawania należy usunąć zanieczyszczenia i oczyścić je do połysku metalicznego na szerokości ok. 20 mm, brzegi do spawania powinny być przygotowane zgodnie z odpowiednimi kartami technologicznymi spawania i spełniać wymagania rozdział 7 normy pn-b/03210. sczepianie i spawanie przesunięcie krawędzi w złączach wzdłużnych nie powinno przekraczać 10% grubości blachy, a w złączach obwodowych 15% grubości blachy, zgodnie z normą pn-en iso 5817. spoiny wzdłużne poszczególnych elementów nie powinny znajdować się na jednej tworzącej, lecz powinny być przesunięte zgodnie z dokumentacją. spoiny sczepne powinny być wykonywane w tych samych warunkach co spoina właściwa i powtórnie przetopiona podczas spawania oraz w miarę możliwości powinien je wykonać ten sam rys. 5. montaż dachu stałego fig. 5. assembly of stable roof montaż dachu stałego montaż dachu należy wykonać na poziomie terenu w sąsiedztwie pobocznicy i w formie gotowej umieścić na górnej krawędzi płaszcza. do ustawionego na wysokości 520 mm pierścienia dachowego z przyspawanymi blachami zamykającymi od dołu i góry należy przyspawać promieniowo dźwigary dachowe, zaprojektowane jako ipe 100, spoiną obwodową grubości 2,5 mm, elektrodą eb150. osie dźwigarów oddalone są od siebie na obwodzie pierścienia co 0,399 m. usztywnienie konstrukcji dachowej stanowią płatwie i stężenie dachowe. płatwie ipe 80, połączono z dźwigarem zakładkowo (przez żebra usztywniające) na dwie śruby m10 x 30 klasy 4.8, otwór okrągły do = 11 mm na śrubę średnio dokładną. kategoria połączenia a. stężenie stanowią ceowniki c50 oraz kątowniki l40x5, połączono je z dźwigarem zakładkowo na śrubę m10 x 30 klasy 4,8 o srv = 14,8 kn, otwór okrągły do = 11 mm na śrubę średnio dokładną. kategoria połączenia a. montaż dachu stałego przedstawiono na rysunku 5. poszycie dachu stałego dostarczane jest na plac budowy w formie rulonu stożkowego (znajdują się w nim otwory na właz dachowy i instalacje hermetyzacji). rulon jest rozwijany na poziomie terenu, po rozwinięciu należy zespawać krawędzie końcowe spoiną 1/2v. poszycie dospawane jest do blachy górnej pierścienia dachowego, nie należy spawać blach poszycia do dźwigarów dachowych. po zmontowaniu konstrukcji dachu stałego dach zostaje umieszczony na górnej krawędzi płaszcza, dźwigary dachowe opierają się na pierścieniu usztywniającym płaszcza. pod każdym dźwigarem należy umieścić element dystansowy. dźwigar dachowy należy przyspawać do pierścienia usztywniającego płaszcz spoiną pachwinową. całość połączenia musi być zabezpieczona pierścieniem podtrzymującym przyspawanym do ceownika usztywniającego i poszycia dachu stałego. 46 przegląd spawalnictwa 11/2012 spawacz. odległość brzegu spoiny złącza doczołowego od brzegu spoiny złącza kątowego przyspawanych elementów nie powinna być mniejsza niż 10 mm i nie mniejsza niż grubość materiału. krzyżowanie złączy kątowych z doczołowymi dopuszcza się tylko w przypadku złączy doczołowych obwodowych. spawanie złącza spawane powinny być wykonane zgodnie z technologią i instrukcjami technologicznymi spawania wps. spawanie może być wykonywane wyłącznie przez spawaczy posiadających odpowiednie uprawnienia. w celu uniknięcia kraterów na początku i na końcu spoiny wzdłużnej należy stosować płytki wybiegowe, które po spawaniu należy odciąć. zajarzenie łuku może odbywać się tylko w miejscu układania spoiny. wszystkie spoiny pachwinowe wewnętrzne powinny być wykonane z licem wklęsłym jako spoiny gazoszczelne. badania wizualne badaniom wizualnym poddaje się wszystkie złącza spawane, w miarę możliwości dwustronnie wg normy pn-en iso 17637. dla połączeń ważnych przyjmuje się poziom jakości złączy b, dla pozostałych poziom jakości c zgodnie z pn-en iso 5817. pozostałe badania nieniszczące zakres badań dla zbiorników oleju opałowego wg tabl. 14 normy pn-b-03210: 100% miejsc krzyżowania się spoin, 20% spoin wzdłużnych i spoin den, 5% spoin obwodowych. badania pt i mt dla złączy kątowych powinny obejmować 10% długości spoin. badania radiograficzne rt należy prowadzić wg pn-en 1435 – klasa a, poziom akceptacji 2 wykonywać wg pn-en 12517-1. badania penetracyjne pt należy wg pn-en 571-1, poziom akceptacji 2x wg pn-en iso 23277. badanie magnetyczno-proszkowe (mt) polega na ocenie zgodności z pn-en iso 17638, poziom akceptacji 2x wg pn-en iso 23278. poprawki spoin wadliwe odcinki spoin należy wyciąć mechanicznie i ponownie spawać. poprawione spoiny podlegają 100% kontroli radiograficznej. odbiór zbiornika kontrola jakości przygotowuje następujące dokumenty: – poświadczenie wykonania i zbadania zbiornika, – wykaz materiałów użytych do produkcji z wyszczególnieniem atestów, – świadectwa materiałowe, – kopie protokołów z wykonanych badań, – karty odstępstw od dokumentacji, – protokół z przeprowadzonych prób wytrzymałościowych. próby szczelności i wytrzymałości szczelność zbiornika badaniom szczelności podlegają zbiorniki bez względu na sposób ich zainstalowania, przy przekazaniu ich do eksploatacji i po każdym remoncie lub naprawie. zbiorniki przeznaczone do magazynowania produktów naftowych podlegają okresowym badaniom szczelności ustalonym w oparciu o aktualny stan wiedzy technicznej i w terminach do 30 lat eksploatacji – badanie co 10 lat oraz po upływie 30 lat eksploatacji – badanie co 6 lat. próba szczelności dna badanie spoin dna zbiornika należy wykonać metodą chemiczną. polega ona na wytworzeniu pod uszczelnionym plastyczną gumą dnem środowiska gazowego (1÷3 % amoniaku) i obserwacji spoin od strony wewnętrznej zbiornika. mieszankę powietrza i amoniaku należy wtłoczyć pod dno rurkami o średnicy 25 mm i długości ok. 2 m. wewnątrz zbiornika spoiny należy pokryć wodno-spirytusowym roztworem fenoloftaleiny. o nieszczelności dna świadczą czerwone lub czerwono-fioletowe plamy; w przypadku wystąpienia takich plam spoiny należy wymienić, a badanie powtórzyć. badanie szczelności spoin kredą i naftą wszystkie spoiny należy oczyścić do metalicznego połysku, zmyć ciepłą wodą i wytrzeć do sucha. spoiny od strony wewnętrznej zbiornika należy pokryć naftą. nafta penetruje poprzez nieszczelności na naniesionej po przeciwnej stronie złączy kredzie, w przypadku nieszczelności pojawią się tłuste plamy. próba trwa 24 h, spoiny pokrywa się naftą co najmniej 4 razy co 6 h. rezultat próby można uznać za pozytywny, jeśli po upływie określonego czasu na powierzchni kredy nie pojawią się ciemne plamy, w przeciwnym przypadku spoinę należy wyciąć, położyć nową i powtórzyć badanie. powyższą metodą należy sprawdzić szczelność płaszcza i dachu. sprawdzenie szczelności dachu stałego badanie szczelności dachu stałego wykonuje się po wypełnieniu go badanym materiałem. metoda polega na zainstalowaniu manometru cieczowego 47przegląd spawalnictwa 11/2012 u-rurki wypełnionej wodą przy zaworze oddechowym – jeśli słup cieczy w manometrze cieczowym w czasie próby nie ulega zmianie, będzie to oznaką szczelności dachu i części płaszcza ponad lustrem cieczy. nieszczelności można zlikwidować, stosując dwukomponentową masę chester metal super. sprawdzenie szczelności metodą tracera metoda ta daje możliwość sprawdzenia szczelności zbiornika bez konieczności wypompowania z niego badanego czynnika. polega na wprowadzeniu do zbiornika niewielkiej ilości lotnego wskaźnika tracera. wskaźnik po wymieszaniu z cieczą i strefą gazową penetruje w miejsca nieszczelne. stwierdzone łzawienia na płaszczu i dachu zbiornika można zlikwidować, stosując chester metal super. przy nieszczelnym dnie zbiornika wskaźnik przedostaje się do gleby, gdzie za pomocą sond pobiera próbki gazu glebowego. wyniki analizy próbek dają dokładną informacje na temat ewentualnego przecieku. metoda tracera jest bardzo skuteczną metodą, niestety bardzo kosztowną. wodna próba wytrzymałościowa wodną próbę wytrzymałości zbiornika wykonuje się po całkowitym zakończeniu montażu oraz po wykonaniu wymaganych prób szczelności (dobowa temperatura otoczenia podczas próby 4oc). próbę przeprowadza się, wypełniając zbiornik całkowicie wodą i pozostawiając na 72 h, licząc od chwili całkowitego napełnienia. w przypadku stwierdzenia przecieków przez spoiny na płaszczu należy je wymienić. jeżeli nie zauważono przecieków przez spoiny, a zaobserwowano obniżenie poziomu wody, to wiadomo, że nieszczelne jest dno. należy wówczas usunąc wodę ze zbiornika i dokonać ponownego badania dna metodą chemiczną. podczas trwania próby wodnej należy prowadzić pomiary osiadania fundamentu. literatura [1] pn-b-03210: konstrukcje stalowe. zbiorniki walcowe pionowe na ciecze. projektowanie i wykonywanie. [2] pn-b-06200: konstrukcje stalowe budowlane. warunki wykonania i odbioru. wymagania podstawowe. [3] pn-84/b-06210: konstrukcje stalowe. obliczenia statyczne i projektowanie. [4] pn-c-96024: przetwory naftowe. oleje opałowe. [5] pn-82/h-84017: stal niskostopowa konstrukcyjna trudnorddzewiejąca. gatunki. [6] dziennik ustaw nr 113: rozporządzenie ministra gospodarki z dn. 18.09.2001 r. w sprawie warunków technicznych dozoru technicznego, jakim powinny odpowiadać zbiorniki bezciśnieniowe i niskociśnieniowe przeznaczone do magazynowania materiałów ciekłych zapalnych. [7] en-10204: wyroby metalowe – rodzaje dokumentów kontroli. [8] pn-en 287-1: egzamin kwalifikacyjny spawaczy spawanie – część 1: stale. [9] pn-en iso 5817: spawanie – złącza spawane ze stali, niklu, tytanu i ich stopów (z wyjątkiem spawanych wiązką), poziomy jakości według niezgodności spawalniczych. [10] pn-en iso 2560: materiały dodatkowe do spawania – elektrody otulone do ręcznego spawania łukowego elektrodą metalową stali niestopowych i drobnoziarnistych – klasyfikacja. [11] pn-en 1330-3: badania nieniszczące – terminologia – terminy stosowane w radiograficznych badaniach przemysłowych. [12] pn-en 1435: badania nieniszczące złączy spawanych – badania radiograficzne złączy spawanych. [13] pn-en 12517 – 1: badania nieniszczące spoin – część 1: ocena złączy spawanych ze stali, niklu, tytanu i ich stopów na podstawie radiografii – poziomy akceptacji. [14] pn-en 6520 – 1: spawanie i procesy pokrewne – klasyfikacja geometrycznych niezgodności spawalniczych w metalach – część 1: spawanie. [15] pn-en 15607: specyfikacja i kwalifikowanie technologii spawania metali – zasady ogólne. [16] pn-en 571 – 1: badania nieniszczące – badania penetracyjne – zasady ogólne. w następnym numerze tadeusz piątkowski, andrzej marmołowski wpływ argonu i helu na geometrię wtopienia w procesie spawania metodą tig stali nierdzewnej w przemyśle okrętowym dariusz fydrych, grzegorz rogalski, arkadiusz kunowski, dariusz miś zastosowanie izolacji cieplnej przy wykonywaniu złączy w warunkach spawania izobarycznego grzegorz rogalski wpływ niezgodności spawalniczych na właściwości mechaniczne złączy spawanych pod wodą metodą mokrą michał szymczak korozja i metody zabezpieczeń antykorozyjnych w konstrukcjach okrętowych 201205_pspaw.pdf 29przegląd spawalnictwa 5/2012 jacek słania paweł urbańczyk technologia wytwarzania oraz plan kontroli jakości przegrzewacza pary kotła parowego wg pn-en 12952-5 workmanship technique and quality control plan for  the steam boiler superheater acc. to pn-en 12952-5  dr hab. inż. jacek słania, prof. pcz – politechnika częstochowska, mgr inż. paweł urbańczyk – urząd dozoru technicznego. streszczenie w artykule przedstawiono historię rozwoju przegrzewaczy pary oraz omówiono ich budowę i zastosowanie. szczegółowo odniesiono się do wytwarzania oraz kontroli tych urządzeń, omawiając wymagania w zakresie spawania elementów przegrzewaczy pary przedstawione w pn-en 12952-6. podano szczegółowy plan spawania oraz plan kontroli jakości stworzony w oparciu o wymagania normy pn-en 12952-6. abstract the historical characteristics of steam superheaters were presented in the paper. it was discussed the construction and application of these devices. the issues on workmanship and inspection were presented in detail. the requirements on pre-heater elements welding, presented in pn-en 12952-6 standard, were shown. the detailed welding plan and quality control plan, done on the basis of pn-en 12952-6 requirements, were described. wstęp definicję komory podano w pn-en 12952-3, wg której za komorę uważa się część rurową o nominalnej średnicy zewnętrznej większej od 76,2 mm, do której wchodzą nieosiowo trzy lub więcej rury. komory kotłowe obok walczaka lub wodooddzielacza (w zależności od konstrukcji kotła) są jednym z najważniejszych elementów ciśnieniowych kotła parowego (rys. 1). ze względu na obciążenia termiczne oraz obciążenia pochodzące od ciśnienia, elementy te podlegają specjalnemu traktowaniu pod względem zastosowanych materiałów, wytwarzania oraz kontroli podczas procesu produkcji. szczególne znaczenie ma proces wytwarzania przy zastosowaniu technologii spawania poszczególnych elementów komór kotłowych (króćce, dennice, elementy rurowe). w artykule przedstawiono wymagania pn-en 12952-5 kotły wodnorurowe i urządzenia pomocnicze. wytwarzanie i budowa części ciśnieniowych kotłów, związane z wytwarzaniem komór kotłów parowych. omówiono również przykładowy plan kontroli jakości stosowany przy wytwarzaniu komór kotłowych. przegrzewacze pary w energetyce przegrzewacz pary jest elementem ciśnieniowym kotła parowego zbudowanego przeważnie z pęczków rur – wężownic – połączonych z kolektorami bądź rys. 1. komora przegrzewacza pary [2] fig. 1. steam superheater chamber [2] 30 przegląd spawalnictwa 5/2012 komorami zbiorczymi, wlotową i wylotową. zadaniem przegrzewacza jest doprowadzenie ciepła do pary nasyconej, suchej wytworzonej w parowniku i otrzymanie pary przegrzanej. przegrzewacze pary ze względu na sposób wymiany ciepła można podzielić na: opromieniowane, półopromieniowane i konwekcyjne. przy niskich ciśnieniach przegrzewacze umieszcza się w strefie niskiej temperatury spalin (drugi ciąg kotła). ze wzrostem ciśnienia powierzchnia parownika zmniejsza się, a rośnie powierzchnia przegrzewacza. przegrzewacz należy wówczas umieścić w strefie możliwie najwyższej temperatury. duże przegrzewacze dzieli się na dwa lub więcej stopni, aby istniała możliwość montażu pomiędzy nimi regulatorów temperatury pary i mieszania pary, niwelując nierównomierności temperatury po stronie spalin oraz stronie pary. jest to szczególnie istotne dla kotłów na wysokie parametry pary, gdy materiał wężownic pracuje w wysokiej temperaturze i jest w strefie bliskiej granicy dopuszczalnej wytrzymałości na pełzanie [1]. przegrzewacze wtórne przegrzewaczami wtórnymi pary wodnej nazwano urządzenia stosowane w celu podniesienia sprawności siłowni parowej. para po częściowym rozprężeniu w części wysokoprężnej turbiny kierowana jest powtórnie do kotła parowego, w którym następuje podniesienie jej temperatury (a więc i entalpii). oprócz podniesienia sprawności zabieg ten powoduje zwiększenie stopnia suchości pary na wylocie z turbiny. przegrzewacze pary w kotłach bloków energetycznych na parametry nadi ultranadkrytyczne zastosowanie przegrzewaczy zwiększyło sprawność kotła energetycznego oraz obiegu siłowni parowych. najnowsze kotły są budowane na parametry nadkrytyczne oraz o jeszcze większej sprawności – jednostki na parametry ultranadkrytyczne (temperatura pary przekracza 620oc). dla tak wysokich parametrów przewidziano zastosowanie stali ferrytyczno-martenzytycznych (p = 260 bar; t = 545oc), austenitycznych (p = 290 bar, t = 600oc) oraz dla bloków pracujących na parametry ultranadkrytyczne stopów niklu (p = 350 bar, t > 700oc) [6]. przyjęto, że dzięki zwiększeniu parametrów następuje wzrost sprawności ok. 0,5% na każde 10oc przyrostu temperatury pary świeżej i wtórnie przegrzanej oraz ok. 0,2% na każdy 1 mpa podwyższenia ciśnienia pary świeżej. efektem zastosowania wyższych parametrów początkowych jest zwiększenie sprawności bloku o 1,3÷2,0% [6]. praca przy takich parametrach wymaga zastosowania zaawansowanych technologii przy wytwarzaniu materiałów na elementy ciśnieniowe, jak i łączeniu tych materiałów, a w szczególności ich spawania. wysoką sprawność bloków energetycznych kocioł – turbina – generator osiąga się na etapie projektowania m.in. przez wzrost temperatury wody zasilającej, oraz próżni w kondensatorze, obniżanie temperatury wylotowej spalin, a zwłaszcza przez wzrost ciśnienia i temperatury pary. parametry nadkrytyczne i ultranadkrytyczne – rys historyczny pierwszym zbudowanym na świecie dużym blokiem na ultranadkrytyczne parametry pary (p = 345 bar, t = 649oc) z podwójnym przegrzewem wtórnym (566/566oc) o mocy 325 mw był kocioł uruchomiony w usa w 1959 r. w elektrowni eddystone, należącej do philadelphia electric co. ze względu na zastosowanie do jego budowy nieodpowiedniej jakości materiałów, dyspozycyjność bloku była bardzo niska. skutkiem niepowodzeń konstrukcyjnych było wycofanie się z budowania dalszych bloków na ultranadkrytyczne parametry pary (usc). podjęto jednak budowę bloków na parametry nadkrytyczne (sc). w rezultacie w latach 1960÷1990 w usa zbudowano łącznie 159 bloków o mocy 300÷1400 mw na ciśnienia 230÷260 bar i temperaturę 540÷590oc. w tej liczbie 118 bloków węglowych (14 bloków z podwójnym przegrzewem wtórnym), 40 na gaz ziemny oraz tylko 1 na olej opałowy [7]. w europie najbardziej znaczące osiągnięcia w zakresie budowy bloków na parametry nadkrytyczne odnotować trzeba w danii i w niemczech. istotna jest podjęta w ostatnich latach w niemczech budowa bloków nadkrytycznych o mocy 800÷900 mw z kotłami opalanymi węglem brunatnym. na szczególną uwagę zasługuje uruchomiony w 2002 r. w elektrowni niederauβem blok o mocy 1012 mw brutto (965 mw netto), przy potrzebach własnych 47 mw (4,65%), wydajności kotła 2620 t/h, parametrach pary świeżej 274 bar przy 580oc, pary wtórnie przegrzanej 62 bar w 600oc, temperaturze spalin wylotowych 100oc, sprawności kotła 94,4% oraz sprawności całego bloku przekraczającej 43% (netto). wszystkie kolektory, z wyjątkiem kolektora wylotowego, wykonane są ze stali p91, a ostatnie stopnie przegrzewacza pierwotnego oraz przegrzewacz międzystopniowy ze stali austenitycznej x3crnimon17-13 (17% chromu oraz 12% niklu). po raz pierwszy do konstrukcji kolektora wylotowego wykorzystany został materiał e 911 (x11crmowvnb9-1-1), będący stopem wolframu i chromu z dodatkiem niobu. umożliwiło to wykonanie kolektora wylotowego (274 bar/580oc) o grubości ścianki 75 mm, podczas gdy grubość tej ścianki wykonanej ze stali p 91 musiała by wynosić 100 mm. budowę bloku rozpoczęto w sierpniu 1998 r., a zakończono w grudniu 2002 r. [7]. 31przegląd spawalnictwa 5/2012 w polsce ostatnio oddanym do eksploatacji blokiem na parametry nadkrytyczne jest blok 858 mw w pge górnictwo i energetyka konwencjonalna s.a. elektrownia bełchatów. wpływ parametrów pracy na dobór materiałów przeznaczonych na wytwarzanie elementów ciśnieniowych w kotłach energetycznych przedstawiono na rysunku 2. podstawowymi konstrukcjami kotłów używanych do generacji pary o parametrach nadkrytycznych są kotły przepływowe, których elementy ciśnieniowe wykonywane są ze stali żarowytrzymałych, ferrytyczno-martenzytycznych oraz austenitycznych. układ przepływowy kotła na parametry nadkrytyczne wymaga pompy wody zasilającej o dużej wysokości podnoszenia, napędzanej turbiną, która musi wytworzyć wysokie ciśnienie statyczne czynnika, pozwalające pokonać duże opory przepływu spowodowane gęstością i większą prędkością czynnika oraz mniejszymi średnicami wewnętrznymi rur. kocioł składa się z typowych podzespołów charakterystycznych dla kotła konwencjonalnego, tj. podgrzewacza wody, parownika, przegrzewaczy pary pierwotnej i wtórnej oraz rurociągów komunikacyjnych. elementem występującym w kotłach na parametry nadkrytyczne jest wodooddzielacz niezbędny w pracy przy niższych wartościach obciążenia kotła. przy zastosowaniu nadkrytycznych parametrów pary w warunkach spalania możliwe jest już uzyskanie sprawności cieplnej ponad 45%, w porównaniu z maksymalną 41% sprawnością konwencjonalnych elektrowni cieplnych [6]. uzyskanie wyższych sprawności bloków energetycznych może być osiągalne przez rozwój technologii opartej na opanowaniu parametrów ultranadkrytycznych. na świecie prowadzone są badania w ramach dużych projektów międzynarodowych (program thermie 700 advanced power plant dofinansowany przez ue) mające umożliwić osiąganie temperatury pary ok. 700°c i ciśnienia 37,5 mpa [6]. w tym celu wprowadzane są np. nowe stale żarowytrzymałe o podwyższonych właściwościach użytkowych, a na elementy krytyczne (przegrzewacze pary, rurociągi komunikacyjne) wysokostopowe stale martenzytyczne i austenitycznych oraz stopy niklu. zastosowanie materiałów w zależności od temperatury pracy elementu ciśnieniowego kotła przedstawiono na rysunku 3. rys. 2. wpływ parametrów pracy na dobór materiałów przeznaczonych na wytwarzanie elementów ciśnieniowych w kotłach energetycznych [2, 3] fig. 2. influence of running parameters on the choice of materials assigned for pressure elements in power boilers manufacturing [2, 3] wytwarzanie i badania elementów przegrzewaczy pary z przykładów wynika, że najbardziej obciążonym, a zarazem jednym z najistotniejszych elementów kotła jest przegrzewacz pary, który ze względu na warunki pracy (ciśnienie i temperatura) oraz stosowane rozwiązania materiałowo-technologiczne wymaga od projektantów i wytwórców wysokich kwalifikacji i specjalistycznej wiedzy. podczas wytwarzania elementów ciśnieniowych przegrzewaczy pary stosowana jest przez wytwórców norma pn-en 12952-5 kotły wodnorurowe i urządzenia pomocnicze. wytwarzanie i budowa części ciśnieniowych kotłów. jest ona normą zharmonizowaną z dyrektywą dotyczącą urządzeń ciśnieniowych 97/23/we, zgodnie z którą wszystkie kotły energetyczne jako urządzenia ciśnieniowe powinny przechodzić ocenę zgodności. zastosowanie normy zharmonizowanej w pełnym zakresie dowodzi zgodności z zasadniczymi wymaganiami bezpieczeństwa określonymi w dyrektywie. w pn-en 12952-5 określono wymagania dotyczące wytwarzania i budowy kotłów wodnorurowych rys. 3. zastosowanie materiałów w zależności od temperatury pracy elementu ciśnieniowego kotła [2, 6] fig. 3. application of different materials, depending on the work temperature of the pressure element of the boiler [2, 6] 32 przegląd spawalnictwa 5/2012 zdefiniowanych w pn-en 12952-1 kotły wodnorurowe i urządzenia pomocnicze. postanowienia ogólne. podczas projektowania, wytwarzania i badania elementów przegrzewaczy pary można ograniczyć się do stosowania podstawowych części normy, a mianowicie: – pn-en 12952-1 kotły wodnorurowe i urządzenia pomocnicze. postanowienia ogólne, – pn-en 12952-2 kotły wodnorurowe i urządzenia pomocnicze. materiały na części ciśnieniowe kotłów i wyposażenie, – pn-en 12952-3 kotły wodnorurowe i urządzenia pomocnicze. konstrukcja i obliczenia części ciśnieniowych, – pn-en 12952-5 kotły wodnorurowe i urządzenia pomocnicze. wytwarzanie i budowa części ciśnieniowych kotłów, – pn-en 12952-6 kotły wodnorurowe i urządzenia pomocnicze. badania podczas wytwarzania; sporządzanie dokumentacji i znakowanie części ciśnieniowych kotłów. istotnym elementem jest technologia wytwarzania oraz kontrola procesów produkcyjnych na każdym etapie produkcyjnym oraz dotrzymanie reżimów wytwarzania, dla których np. ogólne wytyczne spawania stali ferrytycznych, które mogą być stosowane w celu uzupełnienia wymagań dotyczących spawania w zakresie pn-en 12952-5, podano w pn-en 1011-1 i pn-en 1011-2. wymagania pn-en 12952-5 wytwórca wytwórca kotła powinien dostarczyć na żądanie rysunki wykonawcze z wszystkimi wymiarami, ilustrujące budowę wszystkich części ciśnieniowych poddawanych spawaniu i kopie stosowanych instrukcji technologicznych spawania przygotowane zgodnie z pn-en 12952-6, rozdz. 6. rysunki z wymiarami głównych części ciśnieniowych powinny zawierać lokalizację wszystkich elementów i ich położenie względem złączy wzdłużnych głównych złączy i zamocowań części, ilustrując szczegóły przygotowania złącza spawanego głównego, wszystkich złączy spawanych i obwodowych oraz otworów. spawanie połączeń części zespołów kotłów wodnorurowych należy podjąć tylko wtedy, kiedy spełnione są następujące warunki: – instrukcje technologiczne spawania powinny być zestawione przez wytwórcę zgodnie z pn-en iso 15609-1 dla każdego połączenia lub każdej grupy połączeń, – instrukcje technologiczne spawania wybrane przez wytwórcę powinny być kwalifikowane dla obszaru zastosowań, – spawacze i operatorzy urządzeń spawalniczych powinni mieć kwalifikacje do wykonywania prac im przydzielonych i posiadać ważne uprawnienia. nie dopuszcza się stosowania złączy spawanych doczołowych na łukach rur, z wyjątkiem specjalnych przypadków kotłów ze spiralnymi powierzchniami grzewczymi. brzeg spoin łączących umocowania z głównymi częściami ciśnieniowymi nie powinien być zlokalizowany bliżej niż 40 mm od głównych złączy spawanych. jeśli ten warunek nie występuje, to spoina umocowania powinna się krzyżować całkowicie z głównym złączem spawanym. w takich przypadkach powierzchnia głównego złącza spawanego i spoin umocowania powinna być miejscowo zeszlifowana po kompletnym spawaniu umocowania. część złączy spawanych mocujących, które krzyżują się z głównymi złączami spawanymi, należy traktować jako „przenoszące obciążenie” ze względu na stosowane badania nieniszczące. takie badania nieniszczące powinny być przeprowadzane zgodnie z wymaganiami podanymi w pn-en 12952-6. zaleca się, aby otwory pod rozgałęzienia, jeśli występują, były oddalone od głównych złączy spawanych walczaków i komór. odległość taką uważa się za odpowiednią, jeżeli odległość między krawędzią głównego złącza spawanego a krawędzią rozgałęzienia lub nałożonego wzmocnienia spełnia wszystkie wymagania podane w tablicy i. jeżeli, ze względu na konstrukcję, nie można zapewnić takich odległości, złącza spawane należy poddać badaniom nieniszczącym w obszarach wpływu otworów i przeszlifować do gładkiej powierzchni w celu usunięcia wszystkich karbów w tym obszarze. jeżeli wymagane jest lokalne przeszlifowanie złączy spawanych, powierzchnia przeszlifowania powinna w 100% zostać poddana badaniu nieniszczącemu, zgodnie z wymaganiami podanymi w pn-en 12952-6, rozdz. 9. niedopuszczalna jest obróbka mechaniczna otworów w doczołowych złączach spawanych wzdłużnych, dopuszczalne są natomiast otwory obrabiane mechanicznie w środku doczołowych złączy spawanych obwodowych, jeżeli zostaną poddane badaniu nieniszczącemu zgodnie z pn-en 12952-6, rozdz. 9 na całej długości obrabianego mechanicznie obszaru. należy unikać spawania w miejscu budowy materiałów znacznie różniących się, np. stali austenitycznej ze stalą ferrytyczną. materiały dodatkowe do spawania elektrody, druty spawalnicze, pręty spawalnicze, topniki, wkładki topnikowe, gazy osłonowe i oczyszczające tablica i. odległości pomiędzy rozgałęzieniami i głównymi złączami spawanymi [4] table i. distance between branchings and main welded joints [4] grubość walczaka lub komory (e), mm odległość (δ), mm e ≤ 25 δ > 2 x e e > 25 δ > 50 33przegląd spawalnictwa 5/2012 powinny być zgodne z odpowiednimi normami europejskimi lub normami krajowymi, gdy brak odnośnych norm europejskich. wytwórca kotła powinien zapewnić, że odpowiednie materiały dodatkowe, wymienione w instrukcji technologii spawania, będą zastosowane w procesach wytwórczych. wszystkie materiały dodatkowe wraz z gazami powinny być przechowywane i wykorzystywane w należyty sposób, zgodnie z warunkami określonymi przez producenta tych materiałów. kwalifikowanie technologii spawania kwalifikowanie technologii spawania powinno być zgodne z en iso 15614-1 lub en iso 15613-1 (wg pn-en 12952-6, rozdz. 6). technologie spawania przy wykonywaniu złączy doczołowych rur z materiałów kompozytowych związanych metalurgicznie powinny być zgodne z wymaganiami podanymi w pn-en iso 15613-1. ponadto należy uwzględnić specjalne wymagania wytwórcy rur. technologie należy kwalifikować, stosując rury z materiałów kompozytowych, zgodnych z taką samą specyfikacją jak dla rur stosowanych do budowy kotła. egzaminowanie i szkolenie spawaczy egzaminowanie spawaczy i operatorów urządzeń spawalniczych powinno być przeprowadzane zgodnie z pn-en 287-1 i pn-en 1418. za szkolenie, nadzór i kontrolę spawaczy oraz operatorów urządzeń spawalniczych powinien być odpowiedzialny wytwórca. stan powierzchni przed spawaniem rowki do spawania i materiał graniczący na powierzchniach zewnętrznych i wewnętrznych powinny być suche i oczyszczone z tłuszczu, oleju, środków smarnych, znaków naniesionych lakierem, zendry lub innych zanieczyszczeń, aż do czystej metalicznie powierzchni, na takiej odległości od krawędzi spawanych, która pozwoli zapobiec wnikaniu zanieczyszczeń do złącza. wymiary szczeliny w grani są wymiarami po sczepianiu. należy ograniczyć do minimum liczbę części tymczasowo przyspawanych do części ciśnieniowych. części przyspawane tymczasowo (z wyjątkiem urządzenia do próby ciśnieniowej) należy usunąć przed pierwszym wytworzeniem ciśnienia w kotle, jeżeli nie zostały zaprojektowane z uwzględnieniem takich samych wymagań jak przyspawane części stałe. należy usunąć wszystkie części zamocowane tymczasowo. obszar po usunięciu należy lekko przeszlifować, a przed wyżarzaniem odprężającym sprawdzić występowanie niezgodności powierzchniowych, stosując odpowiednią metodę kontrolną, właściwą dla zastosowanego materiału. w czasie wykonywania spoin sczepnych i spawania klamer lub innych części mocowanych należy stosować i utrzymywać odpowiednie warunki nagrzewania. materiał dodatkowy do wykonywania spoin sczepnych powinien odpowiadać przeznaczeniu danego złącza i być nałożony w czasie spawania zgodnie z uznanymi instrukcjami technologicznymi spawania. szczególną uwagę należy poświęcić jakości spoin sczepnych, które powinny być wykonane przez spawaczy z wymaganymi uprawnieniami. w razie konieczności końce spoin sczepnych, jeżeli będą położone w grani, należy przygotować przez szlifowanie lub struganie w celu uzyskania dobrego przetopu. wszystkie pęknięte spoiny sczepne należy całkowicie usunąć. naprawa złączy spawanych jeżeli zachodzi konieczność wykonania naprawy złącza spawanego, należy posługiwać się uznanymi technologiami spawania i wykorzystywać spawaczy z uprawnieniami odpowiednimi do zakresu wykonywanej pracy. rodzaj i zakres takich napraw powinien stanowić część kompletu dokumentacji wytwórcy. jeżeli radiogramy lub inne protokoły badań nieniszczących poddaje się kontroli, wytwórca powinien udostępnić wszystkie poprzednie protokoły dotyczące obszarów naprawianych. szczegóły napraw złączy spawanych należy udostępnić personelowi wykonującemu badania nieniszczące, odpowiedzialnemu za powtórzenie badania. w przypadkach częściowego usunięcia złączy spawanych, wycinana część materiału powinna być odpowiednio głęboka i długa, aby usunąć całą niezgodność. na końcach kraterów należy wykonać łagodny skos od dna do powierzchni metalu spawanego. jeżeli całość złącza spawanego jest usuwana i ponownie wykonuje się spoiny czołowe, należy wykonać nową płytę próbną, jeżeli jest to wymagane w pn-en 12952-6. jeżeli naprawiane są złącza doczołowe, części i płyty próbne (jeśli są) należy poddać obróbce cieplnej zgodnie z odpowiednimi rozdziałami przywołanej normy europejskiej, a płyty próbne badać zgodnie z pn-en 12952-6. wszystkie naprawiane obszary połączeń ponownie spawanych należy poddać badaniu nieniszczącemu zgodnie z pn-en 12952-6, rozdz. 9 i poddać takim samym badaniom i kontroli jak połączenia oryginalne. wytwórca powinien przechowywać protokoły, w których zaznaczono: położenie, długość, szerokość i głębokość wszystkich wykonanych napraw: doczołowych złączy wzdłużnych i obwodowych komór oraz doczołowych złączy w rurach jednolitych o grubości powyżej 25 mm lub o średnicy zewnętrznej powyżej 170 mm. naprawy wykonywane na innych złączach spawanych należy zapisać w odpowiednim protokole badań 34 przegląd spawalnictwa 5/2012 nieniszczących. zalecane wartości temperatury nagrzania wstępnego dla cięcia termicznego przedstawiono w tablicy ii. obróbka cieplna po spawaniu badając po obróbce cieplnej materiał części zaprojektowanych do pracy z granicą plastyczności w podwyższonej temperaturze, dopuszcza się dla materiału podstawowego, w indywidualnych przypadkach, zmniejszenie o 5% podanej w specyfikacji wartości minimalnej granicy plastyczności i wartości wytrzymałości na rozciąganie. dopuszcza się wartości mniejsze, w granicach 5 i 10%, niż podana w specyfikacji minimalna granica plastyczności i wartość wytrzymałości na rozciąganie, jeżeli można wykazać, że: – obróbka cieplna została wykonana prawidłowo; – wymagania dotyczące wydłużenia dla materiału podstawowego przy rozciąganiu zostały spełnione; – wymagania odnośnie udarności dla materiału podstawowego zostały spełnione; – grubość ścianki części jest właściwa dla konstrukcji z uzyskanymi wartościami granicy plastyczności. dla części zaprojektowanych do pracy w zakresie pełzania dopuszcza się wartości mniejsze niż podana w specyfikacji minimalna wartość granicy plastyczności i minimalna wartość wytrzymałości na rozciąganie maksymalnie do 10%. zakresy wartości temperatury obróbki cieplnej po spawaniu oraz czas utrzymania temperatury w procedurach obróbki cieplnej złączy spawanych podano w tablicach iii i iv. tablica ii. zalecane wartości temperatury nagrzania wstępnego dla cięcia termicznego [4] table ii. recommended temperatures of pre-heating for thermal cutting [4] rodzaj stali grupa stali grubość mm minimalna temperatura nagrzewania wstępnego, °c węglowa c-mn 1 ≤ 150 > 150 niewymagane 50 0,3 mo 1 < 30 ≥ 30 niewymagane 100 różna 2.1 i 4 < 15 ≥ 15 niewymagane 150 1cr 1/2 mo 5.1 < 50 ≥ 50 niewymagane 150 2 1/4 cr 1 mo 5.2 < 50 ≥ 50 100 150 9 cr 1mo 6 wszystkie 150 12 cr 1mo v 6 wszystkie 200 uwaga: podane zalecenia mają charakter ogólnych wytycznych do stosowania w praktyce. inna temperatura nagrzewania wstępnego jest dopuszczalna. tablica iii. zakresy wartości temperatury obróbki cieplnej po spawaniu, złącza spawane z materiałów podobnych i materiałów różnych [4] table iii. range of temperature of heat treatment after welding, joints welded from similar and dissimilar materials [4] rodzaj stali grupa stali zakres temperatury, oc 1 1 2.1 2.1 4a 5.1 5.2 6b 6b c-mn 1 550-600 550-600 550-600 550-600 0,3 mo 1 550-600 550-630 550-600 550-600 600-630 drobnoziarnista 2.1 550-600 550-600 550-600 570-600 1 nimocunb 2.1 550-600 550-600 570-600 570-620 600-620 4a 1 cr 1/2 mo 5.1 600-630 600-620 620-680 660-700 2 1/4 cr 1 mo 5.2 660-700 680-730 730-760 710-730c 730-760 710-730c 9 cr 1 mo 6b 710-730c 730-760 740-780 740-770 12 cr 1 mov 6b 730-760 710-730c 740-770 730-770 a określa się na podstawie norm materiałowych i kart materiałowych. b materiały te wymagają przemiany martenzytycznej przed obróbką cieplną po spawaniu. c tylko dla materiałów dodatkowych w rodzaju 2 1/4 cr 1 mo. uwaga 1 inne kombinacje materiałów, niepodane w powyższej tablicy, i odstępstwa od temperatur podanych w tablicy można dopuścić, pod warunkiem że wytwórca może zapewnić, że ich stosowanie nie obniży bezpieczeństwa kotła w eksploatacji. uwaga 2 temperatura obróbki cieplnej po spawaniu dla złączy ferrytycznych i austenitycznych pomiędzy różnymi materiałami powinna być taka, jaka jest wymagana dla strony ferrytycznej złącza. 35przegląd spawalnictwa 5/2012 spawanie po końcowejobróbce cieplnej specjalne przypadki mogą się pojawić, gdy zachodzi konieczność spawania części ciśnieniowych po zakończeniu obróbki cieplnej, np. spawanie oddzielnych mocowanych małych części i wykonanie pojedynczych małych napraw. takie podejście należy dopuścić dla stali grup 1.1, 1.2, 5.1 i 5.2 zgodnie z cr iso 15608, pod warunkiem że spawanie odpowiada uznanej instrukcji technologicznych spawania, zgodnej z wymaganiami pn-en iso 15614-1 z uwzględnieniem następujących wymagań: – minimalne podgrzanie wstępne powinno być zgodne z tablicą ii. dla stali z grupy 5.1 i 5.2 temperatura podgrzania powinna być ≥ 200oc. – należy stosować elektrody o kontrolowanej zawartości wodoru, suszone przynajmniej wg wymagań pn-en 1011-2, skala d lub, alternatywnie, proces zapewniający uzyskanie podobnego poziomu zawartości wodoru, np. spawanie metodą tig. tablica iv. czas utrzymania temperatury w procedurach obróbki cieplnej złączy spawanych [4] table iv. time of temperature maintenance for welded joints heat treatment procedures [4] – tam gdzie jest to możliwe, materiał spoiny należy nakładać przynajmniej w dwóch warstwach, z minimalną ilością przerwań i rozpoczęć spawania. dla stali chromowo-molibdenowych cr-mo należy nakładać co najmniej dwie warstwy materiału. – grubość złączy spawanych mocujących części nieciśnieniowe nie powinna przekraczać 13 mm. – dla stali chromowo-molibdenowej cr-mo wymiary średnicy zewnętrznej króćców nie powinny przekraczać 57 mm, a grubość 10 mm. – metal spoiny powinien w sposób łagodny przechodzić w materiał podstawowy części i jeśli jest to wymagane, powinien być obrobiony mechanicznie. – po zakończeniu wszystkich spawań i niezbędnej obróbki mechanicznej, gdy jest to konieczne, złącza spawane należy zbadać metodą magnetyczno -proszkową. 36 przegląd spawalnictwa 5/2012 połączenia spawane, przyłączenia i płyty próbne doczołowe złącza spawane wzdłużne i obwodowe oraz płyty próbne w komorach jeżeli stosuje się spawanie wielościegowe, każdy ścieg przed ułożeniem następnego powinien być czysty i wolny od żużla, z wyjątkiem gdy instrukcja technologiczna spawania dopuszcza co innego. nie należy stosować trwałych podkładek pierścieniowych w doczołowych złączach spawanych komór. wkładek ulegających stopieniu nie uważa się za podkładki pierścieniowe. wkładki ulegające stopieniu należy stosować tylko wtedy, gdy materiał, z którego są wykonane, jest porównywalny z materiałem podstawowym i gdy ulegną one całkowitemu stopieniu w wykonywanym połączeniu. jeżeli stosowane jest doczołowe złącze spawane z blachami o różnej grubości, grubość grubszej blachy należy zmniejszyć. grubsza blacha powinna mieć płynne ścięcie, włączając w to szerokość złącza, jeżeli jest konieczne. wymagane ścięcie należy wykonać, nanosząc dodatkowy materiał spoiny poza szerokością, która w innym przypadku będzie krawędzią złącza. jeżeli wymagane jest badanie metodą ultradźwiękową, to – stosując odpowiednie środki – należy zapewnić możliwość pełnego skanowania głowicą. spawanie rozgałęzień, króćców, końcówek i innych części do walczaka i komór w każdym złączu spawanym należy układać spoinę przynajmniej dwoma ściegami. każdy ścieg przed ułożeniem następnego powinien być czysty i wolny od żużla. spawanie rozgałęzień, króćców, końcówek i innych części do komór przy spawaniu nie należy stosować trwałych wkładek pierścieniowych. wkładów ulegających stopieniu nie uważa się za podkładki pierścieniowe. wkłady ulegające stopieniu należy stosować tylko wtedy, kiedy materiał, z którego są wykonane, jest porównywalny z materiałem podstawowym i kiedy ulegną one całkowitemu stopieniu w wykonywanym połączeniu. jeżeli przewiduje się stosowanie złączy spawanych o częściowym przetopie, należy podać na rysunku głębokość przetopu. powierzchnia gotowego złącza powinna być wolna od niezgodności pomiędzy poszczególnymi warstwami, a ostateczne wykończenie wszystkich złączy spawanych powinno być takie, żeby zmiana przekroju między poszczególnymi częściami była płynna i wolna od ostrych karbów i znaczących podcięć. złącza spawane, łączące rozgałęzienia, króćce i końcówki z komorami, nie powinny być połączeniami stali austenitycznych ze stalami ferrytycznymi, chociaż dopuszczalne są takie połączenia dla króćców małych przyrządów pomiarowych wykonanych ze stali austenitycznej. w rurach kompozytowych należy usunąć warstwę kompozytową, przygotowując krawędź złącza przed spawaniem z walczakiem lub komorą. jest niedopuszczalne stopienie jakiejkolwiek stali austenitycznej w jeziorku złącza spawanego podczas spawania części wykonanej ze stali węglowej. nakładki, blachy wzmacniające z wyjątkiem przypadku, gdy podano wymiary charakterystyczne na rysunku, maksymalny odstęp między stroną zewnętrzną każdego rozgałęzienia lub powłoki a wewnętrzną krawędzią otworu w powłoce, kołnierzem, pierścieniem wzmacniającym lub podkładką pierścieniową nie powinien przekraczać 1,5 mm dla otworów do 300 mm i 3 mm dla otworów powyżej 300 mm. chcąc uzyskać taki odstęp – zewnętrzną średnicę powłoki lub króćca można obrobić maszynowo na wystarczającej długości, aby zapewnić zamocowanie, do którego ma być przyspawana. zamocowanie przez spawanie części nieciśnieniowych do komór dopuszczalne jest mocowanie przez spawanie części nieciśnieniowych (np. wsporniki, ucha transportowe, podpory, płaskowniki) do komór. złącza spawane mocujące, przeznaczone do przenoszenia obciążeń, powinny być złączami ciągłymi. takie złącza spawane powinny być na pełnym obwodzie zamocowania i mogą one być dwustronne o częściowym przetopie lub jednostronne o pełnym przetopie, albo dwustronne o pełnym przetopie. wybrane połączenie należy poddać badaniu nieniszczącemu, zgodnie z pn-en 12952-6, rozdz. 6. dopuszczalne jest wykonanie złączy spawanych mocujących nieprzenoszących obciążeń za pomocą przerywanych spoin pachwinowych. gdy stosuje się złącza spawane wielościegowe, po każdym ułożeniu ściegu spoiny należy oczyścić powierzchnię do czystego metalu przed ułożeniem kolejnego ściegu. podgrzewanie wstępne i obróbkę cieplną po spawaniu należy przeprowadzać według tablic ii i iii. 37przegląd spawalnictwa 5/2012 spawanie rur – ciągłość spawania bez względu na rodzaj stali, ściegi graniowe należy nakładać w sposób ciągły, jeżeli nie jest to spowodowane zmianą elektrody lub materiału dodatkowego, lub zmianą pozycji spawacza. złączy spawanych wymagających podgrzania wstępnego i wykonywanych na budowie nie wolno poddawać schładzaniu, dopóki długość wykonanej spoiny nie przekroczy jednej trzeciej jej pełnej grubości. przy spawaniu innych stali niż stale węglowe lub stale węglowo-manganowe w razie wystąpienia przerw w spawaniu, których trudno uniknąć, należy utrzymywać temperaturę podgrzewania wstępnego. jeżeli jest to niemożliwe, należy owinąć połączenie spawane suchym kocem termoizolującym w celu zapewnienia powolnego schładzania. przed rozpoczęciem kolejnego spawania należy powtórzyć nagrzanie wstępne. w miarę możliwości zaleca się unikanie przerw w spawaniu. ściegi graniowe spoin położone w warsztacie można schłodzić tylko wówczas, gdy uwzględni się środki zapewniające powolne schłodzenie, np. owinięcie suchym kocem termoizolującym. zakończenie spawania aby zmniejszyć ryzyko związane z powstaniem pęknięć zimnych, wywołanych obecnością wodoru, szczególnie w przypadku stali wysokostopowych crmo, złącze spawane należy zawinąć suchym kocem termoizolacyjnym, aby zapewnić powolne schłodzenie. nie jest to wymagane, gdy przeprowadzi się natychmiast obróbkę cieplną lub utrzyma się temperaturę podgrzewania wstępnego. odległość pomiędzy spoinami czołowymi dla rur o średnicy do 250 mm włącznie odległość między spoinami czołowymi nie powinna być mniejsza niż wartość równa podwójnej średnicy zewnętrznej. dla rur o średnicy zewnętrznej powyżej 250 mm odległość nie powinna być mniejsza niż 500 mm. przesunięcie otworów w rurach zaleca się, aby średnice wewnętrzne sąsiednich końców rur możliwie dokładnie pasowały do siebie. dopuszczalne różnice średnicy wewnętrznej i przesunięcia otworów podano w tablicy v. spawanie złączy rurowych według wymagań omawianej normy powinno uwzględnić, jeżeli to konieczne, dopasowanie przez wytwórcę końców rury w każdym połączeniu. na dopasowanie otworów wewnętrznych rur może mieć wpływ dobór, ustawianie za pomocą trzpienia (na gorąco lub zimno), obróbka mechaniczna, kucie profilowe lub odpowiednie rozwalcowanie. żadne wymagane pogłębianie maszynowe otworu nie może powodować zmniejszenia grubości ścianki rury poniżej grubości obliczeniowej. wszystkie końce rur ustawiane za pomocą trzpienia na gorąco powinny być obrobione cieplnie, zgodnie z wymaganiami odnośnych norm materiałowych lub odpowiednich arkuszy danych materiałowych. tablica v. tolerancje przesunięcia otworów w rurach [4] table v. tolerances of displacement for holes in pipes [4] rys. 4. przesunięcie kątowe linii środkowej rur spawanych doczołowo, a – linia środkowa złącza spawanego [4] fig. 4. angle shift of centre line of butt welded pipes, a – centre line of welded joint [4] przesunięcie kątowe rur spawanych doczołowo przesunięcie kątowe linii środkowej rur spawanych doczołowo zwykle nie powinno przekraczać 3°, tzn. 5 mm na 100 mm długości, ale w każdym przypadku powinno być zgodne z odpowiednimi wymaganiami konstrukcyjnymi (rys. 4). łuki złożone z części niedopuszczalne są łuki segmentowe i łuki wykonane za pomocą wycinania i spawania. podkładki pierścieniowe zastosowanie trwałych podkładek pierścieniowych jest niedopuszczalne dla rur parownika. można stosować tymczasowe podkładki pierścieniowe ze stali lub materiałów niemetalowych, które są obojętne lub nie mają wpływu na materiał podstawowy. po zakończeniu spawania powinny zostać usunięte. średnica otworu rury mm maksymalna różnica średnic wewnętrznych mm maksymalne przesunięcie linii środkowej rur sąsiednich mm do 80 1,0 1,0 80 do 300 1,5 1,5 ponad 300 2,0 2,0 38 przegląd spawalnictwa 5/2012 usunięcie gazów z obszaru złączy spawanych jeżeli w instrukcji technologicznej spawania podano, że wymagane jest usunięcie powietrza z obszaru grani, należy powietrze usunąć z obszaru złącza, przepuszczając wystarczającą ilość gazu czyszczącego, aby zapobiec utlenieniu ściegu graniowego. powietrze należy usuwać, przepuszczając gaz czyszczący na całej długości rury lub za pomocą miejscowego oczyszczenia, stosując przejściowe zapory. takie zapory wytwórca powinien usunąć po zakończeniu spawania. spawanie rozgałęzień, króćców i końcówek do rur każda spoina powinna być wykonana z nałożeniem przynajmniej dwóch ściegów. każdy ścieg powinien być oczyszczony i wolny od żużla przed nałożeniem kolejnego ściegu. niedopuszczalne jest stosowanie trwałych podkładek pierścieniowych. wkładki ulegające stopieniu są dopuszczalne tylko wtedy, kiedy materiał, z którego są wykonane, jest zgodny z materiałem podstawowym i jeśli ulega on całkowitemu stopieniu w połączeniu spawanym. powierzchnia zewnętrzna gotowego złącza powinna być wolna od niezgodności pomiędzy poszczególnymi warstwami spoiny, a ostateczne wykończenie wszystkich złączy powinno być takie, żeby zmiana przekroju pomiędzy częściami była płynna i wolna od ostrych karbów i podcięć, w zakresie dopuszczalnym, określonym w pn-en 12952-6. podgrzewanie wstępne, tam gdzie to konieczne, powinno być przeprowadzane zgodnie z tablicą 2 tej normy. złącza spawane, łączące rozgałęzienia, króćce i końcówki z rurami nie powinny zawierać połączeń stali austenitycznych i stali ferrytycznych. zamocowanie przez spawanie części nieciśnieniowych do rur złącza spawane przeznaczone do przenoszenia obciążeń powinny być ciągłe. złącze powinno być złączem ze spoinami pachwinowymi wzdłuż obwodu zamocowania, złączem z częściowym przetopem, złączem jednostronnym z pełnym przetopem lub złączem dwustronnym z pełnym przetopem. połączenie powinno być poddane badaniu nieniszczącemu, w sposób podany w pn-en 12952-6, rozdz. 9. dopuszczalne jest wykonanie złączy spawanych zamocowań nieprzenoszących obciążeń w postaci złączy pachwinowych przerywanych. jeśli stosuje się spawanie wymagające nałożenia wielu warstw w spoinie, każdą warstwę metalu należy oczyścić do czystego metalu przed nałożeniem kolejnej warstwy. podgrzewanie i obróbka cieplna po spawaniu powinny być stosowane, gdy są wymagane według tablic 2 i 3 w pn-en 12952-6, rozdz. 9. zgrzewanie doczołowe rur zgrzewanie doczołowe rur powinno być zgodne z wymaganiami odpowiedniej normy europejskiej. w razie braku takiej normy dopuszczalne jest stosowanie norm krajowych lub uznawanych norm międzynarodowych dotyczących iskrowego zgrzewania doczołowego rur. czynności kontrolne wytwórcy lista czynności kontrolnych wykonywanych przez wytwórcę kotła wodnorurowego lub jego elementów ciśnieniowych jest podzielona ze względu na zakres działalności oraz prowadzone badania (tabl. vi). dotyczy: projektu i dokumentacji, materiałów zastosowanych przy produkcji, wytwarzania i spawania, badań nieniszczących złączy spawanych, obróbki cieplnej po spawaniu, badań końcowych i znakowania. lista ta powinna zostać zaimplementowana przez wytwórcę do systemu kontroli elementów ciśnieniowych kotła, jakimi są przegrzewacze pary. dodatkowo zamieszczony jest przykładowy plan kontroli i badań stworzony na podstawie przedstawionej listy czynności kontrolnych, która stanowi spełnienie wymagań normy pn-en 12952-6 (tabl. vii). zamieszczony plan kontroli jakości obejmuje wszystkie operacje technologiczne mogące wystąpić w procesie wytwarzania przegrzewaczy pary, poza próbą ciśnieniową, która z reguły dla takich elementów wykonywana jest po zblokowaniu dla całego kotła parowego na miejscu jego docelowej eksploatacji. wytwórca elementów kotłowych powinien potwierdzić, że są one zgodne co najmniej z wymaganiami normy, wykonując odpowiednie czynności podane w tablicy vi. w zależności od przyjętego modułu oceny zgodności niektóre z czynności kontrolnych powinny być ocenione przez właściwą jednostkę notyfikowaną (wg pn-en 12952-17). 39przegląd spawalnictwa 5/2012 tablica vi. lista czynności kontrolnych wykonywanych przez wytwórcę (wg pn-en 12952-6) [7] table vi. list of inspection activities done by the manufacturer (acc. to pn-en 12952-6) [7] zakres działalności przeprowadzone badanie 1. projekt i ogólna dokumentacja 1.1 dane projektowe/obliczenia sprawdzenie, czy dane projektowe/obliczenia są zgodne: ze specyfikacjami technicznymi, jeśli są stosowane z wymaganiami odpowiedniej normy europejskiej 1.2 rysunki wykonawcze sprawdzenie, czy dane na rysunkach są zgodne: z danymi projektowymi i obliczeniami ze specyfikacjami technicznymi, jeśli są stosowane z wymaganiami odpowiedniej normy europejskiej 1.3 specyfikacja zakupu sprawdzenie, czy specyfikacje dla materiałów i części są zgodne: ze specyfikacjami technicznymi, jeśli są stosowane z rysunkami wykonawczymi z wymaganiami odpowiedniej normy europejskiej 1.4 specyfikacja części poddostawców sprawdzenie, czy specyfikacja dotycząca części podzlecanych jest zgodna: ze specyfikacjami technicznymi, jeśli są stosowane z rysunkami wykonawczymi z wymaganiami odpowiedniej normy europejskiej 2. materiał 2.1 świadectwa materiałowe sprawdzenie, czy informacja w świadectwie i wyniki są zgodne ze specyfikacją projektową 2.2 materiały dodatkowe do spawania sprawdzenie, czy stosowane materiały dodatkowe do spawania są zgodne ze specyfikacją projektową 2.3 oznaczenie materiału sprawdzenie zgodności materiału ze świadectwem materiałowym i sprawdzenie oznakowania 2.4 przenoszenie znaków identyfikacyjnych sprawdzenie, czy przenoszenie znaków identyfikacyjnych jest zgodne z uznaną procedurą 2.5 odbiór części podzleconych sprawdzenie, czy części podzlecone są zgodne ze specyfikacją wytwórcy 3. wytwarzanie i spawanie 3.1 instrukcje technologii spawania sprawdzenie, czy istnieją odpowiednie instrukcje spawania i czy ich zakres jest zgodny z kwalifikowaną technologią spawania 3.2 kwalifikowanie technologii spawania sprawdzenie, czy technologie spawania są odpowiednie dla materiałów i obszaru zastosowania spawania, i czy były kwalifikowane przez odpowiednie jednostki 3.3 uprawnienia spawaczy sprawdzenie, czy uprawnienia spawaczy zostały udzielone przez upoważnione jednostki i czy uprawnienia są aktualne i ważne 3.4 technologie obróbki plastycznej sprawdzenie, czy są dostępne technologie obróbki plastycznej, jeżeli są stosowane, i czy ich zakres jest odpowiedni dla wykonywanego wyrobu 3.5 przygotowanie do spawania kontrola stanu krawędzi materiału tam gdzie stosowano cięcie palnikiem i potwierdzenie, że kształt przygotowanych mechanicznie krawędzi jest poprawny 3.6 części obrabiane plastycznie kontrola części obrabianych plastycznie zgodnie z wymaganiami wg en 12952-5, rozdz. 7 3.7 złącze spawane w stanie sczepienia sprawdzenie złącza spawanego w stanie sczepienia wraz z kontrolą wymiarów 3.8 grań spoiny sprawdzenie przeciwległej strony przygotowywanego złącza, jeśli to ma miejsce, po wykonaniu spawania pierwszej strony i oczyszczeniu grani 3.9 płyty próbne, jeśli są stosowane identyfikacja i oznakowanie płyt próbnych sprawdzenie, czy obróbka cieplna po spawaniu na płycie próbnej, niezależnie od rodzaju części, odpowiada właściwej obróbce cieplnej stosowanej do tej części kontrola wyników badań nieniszczących płyt próbnych identyfikacja i znakowanie próbek do badań właściwości mechanicznych pobranych z płyt próbnych sprawdzenie, czy informacje z badań właściwości mechanicznych są zgodne z wymaganiami odpowiedniej normy europejskiej 4. badania nieniszczące złączy spawanych 4.1 procedury badań nieniszczących sprawdzenie, czy dane projektowe/obliczenia są zgodne ze specyfikacjami technicznymi, jeśli ma to zastosowanie – z wymaganiami odpowiedniej normy europejskiej 4.2 kwalifikacje wykonawców badań nieniszczących sprawdzenie, czy dane zawarte na rysunku są zgodne: z danymi projektowymi i obliczeniami ze specyfikacjami technicznymi, jeśli ma to zastosowanie – z wymaganiami odpowiedniej normy europejskiej 4.3 wykonywanie badań nieniszczących analiza naświetlonych radiogramów i sprawdzenie z kryteriami odbiorowymianaliza wyników badań egzaminacyjnych operatorów badań ultradźwiękowych 4.4 raporty z badań nieniszczących sprawdzenie, czy zamieszczone informacje i wyniki są zgodne z kryteriami odbioru 5. obróbka cieplna po spawaniu 5.1 procedury obróbki cieplnej po spawaniu sprawdzenie, czy procedury obróbki cieplnej po spawaniu są zgodne z niniejszą normą europejską 5.2 wykresy z obróbki cieplnej po spawaniu sprawdzenie, czy zarejestrowane temperatury/czasy są zgodne z wymaganiami odpowiedniej normy europejskiej 6. badanie końcowe i znakowanie 6.1 badanie poprzedzające próbę ciśnieniową przeprowadzenie kontroli wymiarowej, badania wizualne i identyfikacja dostępnych części po zakończeniu montażu, a przed rozpoczęciem próby ciśnieniowej 6.2 próba ciśnieniowa sprawdzenie, czy końcowa próba ciśnieniowa jest wykonywana zgodnie z warunkami podanymi w odpowiedniej normie europejskiej 6.3 badanie po zakończeniu próby ciśnieniowej badanie wizualne po zakończeniu próby ciśnieniowejsprawdzenie oznakowania na tabliczce znamionowej 6.4 urządzenia zabezpieczające sprawdzenie wyposażenia w urządzenia zabezpieczające 6.5 dokumentacja wytwórcy sprawdzenie dokumentacji wytwórcy pod względem kompletności 40 przegląd spawalnictwa 5/2012 tablica vii. plan kontroli jakości opracowany na postawie wymagań normy pn-en 12952-6 table vii. quality control plan done on the basis of pl-en 12952-6 requirements plan kontroli jakości nr zlecenia nazwa części: komora przegrzewacza pary i stopnia gat. materiału nr rys. zestawieniowego nr pozycji rys. wymiary materiału podstawowego nr opis operacji/ zakres kontroli kontrola/akceptacja operację wykonał (podpis) uwagi dokumentacja konstrukcyjno-projektowa 1. dane projektowe i obliczenia bp/w/jn 2. rysunki warsztatowe/montażowe bp 3. zestawienia materiałowe bp 4. specyfikacje dla elementów podzlecanych kj/jn materiały do wytwarzania 5. dokumenty kontroli materiałów podstawowych kj/kw/jn 6. materiały dodatkowe do spawania kj/gs/jn 7. oznaczenia materiałów podstawowych kj/jn 8. przeniesienie oznaczeń materiałowych kj 9. akceptacja elementów podzlecanych skj proces wytwarzania i spawanie 10. instrukcje technologiczne spawania gs 11. zatwierdzenie instrukcji technologicznych spawania jn 12. uprawnienia spawaczy gs/jn 13. procedury kształtowania/gięcia kj/skj 14. elementy po przeróbce plastycznej kj/skj/jn 15. pomiary grubości ścianek rur giętych ndt 16. obliczenia owalizacji kj 17. kontrola kulowania kw/kj/jn 18. kontrola obróbki cieplnej po gięciu kj/jn 19. sprawdzenie wyników z badania twardości po gięciu skj/jn 20. trasowanie głównych wymiarów komór pw/kj 21. ustawienie szwu spawalniczego pw/gs 22. grań spoiny kj 23. próby produkcyjne (jeśli wymagane) kw/kj/gs 24. proces spawania (wyrywkowo) gs/kj 25. proces naprawczy (jeśli jest wymagany) gs/skj/jn badania nieniszczące 26. procedury badań nieniszczących skj 27. kwalifikacje personelu badań ndt kj/jn 28. operacje badań ndt kj 29. raporty z badań ndt kj/skj/jn 30. kontrola spoin (po badaniach ndt) kj/jn obróbka cieplna po spawaniu 31. procedury obróbki cieplnej po spawaniu gs/skj/jn 32. raporty z obróbki cieplnej po spawaniu kj/jn 33. pomiar twardości po obróbce cieplnej po spawaniu ndt kontrola końcowa wyrobu i znakowanie 34. sprawdzenie wymiarów, kontrola wizualna i identyfikacja części elementów po jego kompletacji, kontrola czystości wewnętrznej i zewnętrznej kw/kj/jn 35. spoiny po malowaniu kj 36. pakowanie elementów kw 37. kompletacja dokumentacji powykonawczej kj 38. znakowanie zgodnie z odpowiednimi przepisami kj/jn 39. deklaracja wytwórcy w skróty: jn – przedstawiciel jednostki notyfikowanej, kl – klient, kw – kierownik wytwarzania, w – wytwórca, ndt – badania nieniszczące, kj – kontrola jakości, skj – specjalista ds. jakości, kw – kontrola wyrywkowa, pw – pracownik wytwarzania, bp – biuro projektów, gs – główny spawalnik 41przegląd spawalnictwa 5/2012 literatura [1] orłowski p., dobrzyński w., szwarc e.: kotły parowe. konstrukcja i obliczenia. wnt, warszawa 1979. [2] materiały reklamowe firmy boler schweisstechnik deutschland gmbh. [3] kruczek s.: kotły. konstrukcje i obliczenia. oficyna wydawnicza politechniki wrocławskiej, wrocław 2001. [4] pn-en 12952-5 kotły wodnorurowe i urządzenia pomocnicze. wytwarzanie i budowa części ciśnieniowych kotłów. [5] pn-en 12952-6 kotły wodnorurowe i urządzenia pomocnicze. badania podczas wytwarzania; sporządzanie dokumentacji i znakowanie części ciśnieniowych kotłów. [6] hernas a., dobrzyński j.: trwałość i niszczenie elementów kotłów i turbin parowych. wydawnictwo politechniki śląskiej, gliwice 2003. [7] golec t., rakowski j., świrski j.: perspektywy postępu technicznego w wytwarzaniu energii elektrycznej przy wykorzystaniu węgla kamiennego, węgla brunatnego oraz gazu ziemnego z uwzględnieniem efektu środowiskowego. instytut energetyki, warszawa 2003. wydarzenia przychód i dochód kemppi nadal rośnie przychód i zysk operacyjny (ebit) fińskiego producenta sprzętu spawalniczego kemppi oy wzrósł w 2011 r. odpowiednio do 110 mln euro (+15%) i do 21 mln euro (+23%). pomimo kryzysu odnotowano znaczny wzrost popytu na rynkach skandynawskim i europejskim, a najwyższy na rynkach rozwijających się. firma ustawicznie inwestuje w poszukiwania i rozwój technologii oprogramowania i usług przemysłowych w celu zaoferowania jeszcze szerszego zakresu rozwiązań. w przyszłości coraz większy udział w przychodach ma pochodzić z rynków rozwijających się. plany na rok 2012 r. obejmują wprowadzenie na rynek kilku nowych produktów i usług, pomimo niepewnej sytuacji ekonomicznej, co powinno znaleźć odzwierciedlenie we wzroście zarówno przychodu, jak i dochodu. jedną z najważniejszych premier 2012 r. jest bez wątpienia kempact ra przeznaczony do podstawowego spawania mig/mag. wcześniej urządzenie zostało nagrodzone znaną na całym świecie nagrodą if industrial design award w kategorii wzornictwa przemysłowego. poczynając od tego roku, kemppi będzie produkowało jedynie urządzenia oparte na technologii inwertorowej. w 1977 r. kemppi jako pierwsze wprowadziło na rynek wieloprocesową spawarkę inwertorową. grupa kemppi *(1000 €) 2010 2011 przychód 95 173 109 565 ebit 17 007 20 894 ebit % 17,9 19,1 personel ** 521 594 * od roku 2007 raporty zgodne ze standardami ifrs. ** łącznie z pracownikami grupy kemppi oy. grupa kemppi – fakty i liczby: – wiodący producentem sprzętu do spawania łukowego oraz dostawca rozwiązań zwiększających wydajność spawania. – globalne dochody firmy – 110 milionów euro rocznie. – fabryki: dwie w finlandii-lahti (siedziba główna), asikkala, oraz jedna w chennai (indie). – biura w 15 krajach oraz regularny eksport do 70 krajów. – 600 pracowników, z czego 150 zatrudnionych poza finlandią. – kemppi oy jest spółką zależną kemppi capital oy. podsumowanie w związku ze wzrostem wymagań stawianych wytwórcom energii elektrycznej w zakresie ograniczenia emisji zanieczyszczeń, a w szczególności gazów cieplarnianych, np. dwutlenku węgla, powstała potrzeba wprowadzania technologii umożliwiających ograniczenie emisji tego gazu. jednym z podstawowych i najprostszych sposobów realizacji takich założeń jest zwiększanie sprawności siłowni parowych przez podnoszenie parametrów pracy, tj. ciśnienia i temperatury pary wytwarzanej w kotłach parowych, co wiąże się z zastosowaniem technologii związanych z wykorzystywaniem parametrów nadkrytycznych i ultranadkrytycznych pary. wymaga to od wytwórców kotłów stosowania nowych materiałów oraz technologii, również związanych ze spawaniem. przedstawiono wymagania dotyczące wytwarzania komór kotłowych w oparciu o pn-en 12952-5, która jest stosowana nie tylko do elementów ciśnieniowych, ale również złożonych zespołów urządzeń ciśnieniowych, jakimi są kotły parowe pracujące w energetyce zawodowej. przedstawiono również przykładową listę czynności kontrolnych wykonywanych przez wytwórcę w procesie wytwarzania stworzoną na podstawie pn-en 12952-6, która może zostać wykorzystana w procesie produkcyjnym. ps 5 2018 www str 75przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 automatyzacja zgrzewania i robotyzacja spawania  ościeżnic stalowych automation and robotization of welding of the steel door frames inż. mirosław nowak, mgr inż. mariusz nowicki – technika spawalnicza. autor korespondencyjny/corresponding author: miroslaw.nowak@techspaw.com.pl streszczenie artykuł obejmuje opis innowacyjnego systemu do zgrzewania prądem stałym okuć do profili ościeżnic ze stali niestopowych oraz łączenie profili w gotową ościeżnicę z zastosowaniem zrobotyzowanego spawania mag z użyciem innowacyjnej technologii active wire process (awp). słowa  kluczowe: automatyzacja zgrzewania; robotyzacja spawania; spawanie ościeżnic abstract the article includes a description of an innovative system for direct current spot welding of fittings for unalloyed steel frame profiles and for joining profiles to a finished frame with robotic mag welding using the innovative active wire process (awp) technology. keywords: weld automation; robotization of welding; welding of door frames wstęp w ostatnich latach obserwujemy olbrzymi boom inwestycyjny w branży budowlanej. mówi się powszechnie, że polska to wielki plac budowy oraz modernizacji. rozpędzeni deweloperzy budują domy, kamienice, bloki mieszkalne, a także setki tysięcy metrów kwadratowych powierzchni biurowej. w tych wszystkich segmentach potrzebne są drzwi, które osadza się w ościeżnicach, a znaczący procent ościeżnic wykonuje się jako stalowe. w dobie rosnącego poziomu konkurencji wzrasta zapotrzebowanie na nowatorskie i innowacyjne rozwiązania, zwiększające wydajność oraz produktywność przedsiębiorstw. nie bez znaczenia jest także oczekiwanie inwestorów na zwiększenie estetyki wykonania wyrobów. firma technika spawalnicza poznań dla jednego z wiodących producentów drzwi w polsce opracowała i wdrożyła system do produkcji ościeżnic stalowych ze stali niestopowych. system do produkcji ościeżnic stalowych w skład systemu wchodzą: 1. automat do zgrzewania elementów okuć do profili (stale niestopowe). 2. zrobotyzowane stanowisko do spawania mag profili ze stali niestopowych. efektem finalnym jest ościeżnica stalowa. automat do zgrzewania elementów okuć do profili  automat jest przystosowany zamiennie do zgrzewania okuć (sześć typów) do profili, które występują w różnych mirosław nowak, mariusz nowicki przeglad welding technology review kształtach i w różnych wersjach, a także jako lewe i prawe. okucia występują w sześciu rodzajach (kątowniki, zawieszki, kieszenie, kotwy itp.). przykład profilu ze zgrzanymi okuciami przedstawia rysunek 1. prace koncepcyjne – dobór zgrzewarki koncepcja automatu do zgrzewania opracowana przez firmę technika spawalnicza i zatwierdzona przez zleceniodawcę oparta jest na wykonaniu sześciu niezależnych głowic zgrzewalniczych, zamontowanych w szeregu na konstrukcji nośnej. taka konstrukcja stanowiska powoduje, że odległości poszczególnych głowic od źródła zasilania – transformatora, jest różna i maksymalnie wynosi ok. 1500 mm i pod tym kątem analizowano dobór odpowiedniej zgrzewarki. obecnie produkowane są trzy podstawowe typy zgrzewarek, różniące się ceną i możliwościami technicznymi. 1. zgrzewarki prądu przemiennego (400 v, najtańsze). 2. zgrzewarki trójfazowe prądu stałego. 3. zgrzewarki inwertorowe z wewnętrzną przemianą częstotliwości (najdroższe). rys. 1. przykład profilu ze zgrzanymi okuciami fig. 1. example of a profile with welded fittings 12 doi: http://dx.doi.org/10.26628/ps.v90i5.902 76 przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 rys. 3. automat do zgrzewania profili z okuciami fig. 3. automatic welding machine for profiles with fittings rys. 2. zależność średnicy jądra zgrzeiny od natężenia prądu zgrzewania przy stosowaniu zgrzewarek: inwertorowej (poz. 1), prądu stałego (poz. 2) i prądu przemiennego 400 v (poz. 3) fig. 2. the dependence of the weld core diameter on the welding current intensity when using welding machines: inverter (pos. 1), direct current (pos. 2) and alternating current 400 v (pos. 3) tablica  i. przykładowe wartości prądu zgrzewania wymaganego w obwodzie wtórnym obu zgrzewarek table i. examples of welding current values required in the secondary circuit of both welders w tablicy i [1] podano przykładowe wartości prądu zgrzewania wymaganego w obwodzie wtórnym zgrzewania, a na ry sunku 3 [1] przedstawiona jest zależność średnicy jądra zgrzeiny od natężenia prądu zgrzewania dla trzech wymienionych typów zgrzewarek. z tablicy i i rysunku 2 wynikają zalety bądź wady różnego typu zgrzewarek. w tej sytuacji ze względu na zjawisko dużego spadku wartości prądu zgrzewania wraz ze zwiększaniem odległości pomiędzy transformatorem a punktem zgrzewania, zastosowanie transformatora prądu przemiennego, wymagałoby użycia bardzo dużej jednostki kompensującej straty. jednak duży transformator prądu przemiennego obciąża nierównomiernie sieć zasilającą (tylko dwie fazy) i wymaga zastosowania znacznie większych przekrojów przewodów zasilających oraz zabezpieczeń sieci. ewentualne użycie sześciu transformatorów prądu przemiennego (każdy przy kolejnej głowicy) powoduje problemy konstrukcyjne, ale również jest nieekonomiczne (sześć transformatorów, sześć sterowników itd.) i generuje wysokie koszty wykonania. dlatego wzięto pod uwagę zastosowanie droższego pojedynczego transformatora prądu stałego o mocy 100 kva, który jest w minimalnym stopniu wrażliwy, jeżeli chodzi o zmianę parametru prądu zgrzewania w zależności od odległości pomiędzy miejscem zgrzewania a źródłem. wybór transformatora prądu stałego skutkuje również redukcją jego mocy oraz równomiernym rozkładem obciążenia sieci zasilającej (3 x 400 v). proces zgrzewania realizowany przy zastosowaniu prądu stałego umożliwia uzyskanie takich samych zgrzein przy użyciu prądów zgrzewania o ok. 20% mniejszych niż w przypadku prądu przemiennego [2], daje to zauważalne oszczędności przy poborze prądu w obwodzie pierwotnym (rys. 2) [1]. mniejszy prąd wtórny przy tym samym efekcie zgrzewania skutkuje mniejszym zużyciem elektrod, które pracują pod mniejszym obciążeniem prądowym. podczas doboru transformatora rozpatrywane było zastosowanie transformatora inwertorowego, ale uznano, że w przypadku produkcji, gdzie stosowane są materiały jednorodne, a zgrzewanie jest garbowe (czasy powyżej 100 ms, prądy powyżej 8 ka), niepotrzebne jest stosowanie tak precyzyjnego, a jednocześnie o ok. 20% droższego, źródła zasilania jakim jest inwerter. budowa automatu  do zgrzewania profili z okuciami głównymi zespołami automatu (rys. 3) są: – zgrzewarka specjalna prądu stałego wyposażona w jeden transformator o mocy 100 kva i sześć głowic zgrzewalniczych (firmy tecna) (poz. 1). – sześć przyrządów (poz. 2) do mocowania odpowiednich okuć (poz. 2a) przytwierdzonych do głowic zgrzewalniczych z możliwością regulacji w zależności od wersji zgrzewanego profilu. – sześć siłowników zgrzewalniczych (poz. 3) o sile docisku do 1242 dan każdy. rodzaj  prądu  zgrzewania natężenie  prądu  zgrzewania napięcie  wtórne,   v pierwotny  prąd fazowy, a moc transformatora energetycznego, % 50 hz 40 11,9 1250 422 prąd stały 40 4,0 296 100 3 1 2 10 4a 4 2a 4b 6 8 7 9 5 77przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 rys. 6. uchwyt servo pull fig. 6. servo pull grip rys. 4. ekran główny hmi fig. 4. hmi main screen rys. 5. budowa ościeżnicy fig. 5. construction of the door frame – specjalny tor jezdny (poz. 4) z przesuwem wzdłużnym (poz. 4a) i przesuwem poprzecznym (poz. 4b). oba przesuwy napędzane są serwonapędami. – wózek jezdny napędzany serwonapędem (poz. 5). wózek jezdny przytwierdzony jest do modułu przesuwu poprzecznego. – uniwersalny przyrząd (poz. 6) do ręcznego zaciskania profili przytwierdzony do wózka jezdnego. – układ sterowania (poz. 7) z panelem hmi (ang. human machine interface), (poz. 8). hmi posiada kilkadziesiąt okien, a między innymi: ekran główny (rys. 4), ekran sterowania ręcznego, ekran receptury, ekran serwisowy, ekran diagnostyki. – szafa logiki (poz. 9). – agregat chłodzący (poz. 10). ponadto, automat obudowany jest stalowymi ściankami ochronnymi. wejście do automatu zabezpieczone jest kurtynami świetlnymi. automat spełnia wymogi ce. cykl pracy zgrzewarki jest następujący: – operator wybiera na pulpicie dotykowym wersję profilu oraz jego długość; – stanowisko automatycznie przystosowuje się do wykonywania określonych ilości ruchów oraz sukcesywnego i prawidłowego zwalniania dostępu dla pracownika do kolejnych głowic zgrzewalniczych podczas procesu wykonywania kompletnego profilu lewego lub prawego; – operator zakłada wybrany profil w uniwersalnym przyrządzie (poz. 6); – przy każdej głowicy (poz. 1), która bierze udział w zgrzewaniu, pulsujący przycisk sygnalizuje, że należy w danej głowicy umieścić odpowiednie okucie; – operator zakłada kolejne okucia do odpowiednich przyrządów (poz. 6) (maksymalnie sześć) i kasuje przyciskiem pulsowanie białej lampki – detal przygotowany jest do zgrzewania; – po wyjściu poza obszar chroniony barierą optyczną, pracownik uruchamia przyciskiem start cyklu (poz. 5); – wózek z założonym profilem podjeżdża w zadanej kolejności pod kolejne głowice i następuje zgrzewanie garbowe okuć do profilu; – po zgrzaniu wszystkich założonych na automacie okuć zaczynają pulsować przyciski informując operatora gdzie jeszcze należy umieścić kolejne okucia (na niektórych profilach występują te same okucia kilkakrotnie); – operator tak długo uzupełnia okucia aż żadna lampka nie pulsuje po zakończeniu kolejnego cyklu zgrzewania, co oznacza, że profil jest gotowy, a wózek z profilem odjeżdża na pozycję wyładunku. orientacyjne parametry zgrzewania garbowego okucia posiadają w zależności od typu 2 do 6 garbów. w zależności od grubości blach okuć (od 0,8 do 2 mm) osiągnięto zamierzony efekt zgrzewania przy sile docisku od 120 do 350 dan, ilości cykli 5 do 8 i natężeniu prądu zgrzewania 5 do 15 ka. stanowisko zrobotyzowane do spawania  metodą mag ościeżnic stalowych każda ościeżnica (rys. 5) składa się z profilu lewego (poz. 1) i prawego (poz. 2), do których zgrzane zostały we wcześniejszym procesie okucia oraz z profilu środkowego (łącznika) (poz. 3). z uwagi na skomplikowany kształt profili – spoina ciągła, składająca się z krótkich odcinków, a także niewielką grubość profili (1,5 mm), zastosowano robot tawers firmy panasonic z innowacyjną technologią spawania awp (ang. active wire proces). na system tawers active wire składa się standardowy system tawers mag, uchwyt spawalniczy servo pull (rys. 6) z aktywnym podawaniem drutu, jednostka wire booster (rys. 8) oraz oprogramowanie active wire [3]. tawers active wire umożliwia spawanie stali drutem litym oraz drutem proszkowym o średnicy 0,8÷1,2 mm prądem do 350 a w cyklu p60%. najlepsze rezultaty uzyskuje się w zakresie prądowym do 200 a. ideą układu jest uchwyt spawalniczy servo pull, który powtarza z dużą częstotliwością ruch wysuwania i cofania drutu, zapewniając stały krótki cykl łuku spawalniczego, co ogranicza ilość odprysków (rys. 7). bardzo istotną częścią całego systemu jest urządzenie wire booster (rys. 8) do wspomagania podawania drutu. urządzenie jest montowane bezpośrednio na beczce z drutem lub na kasecie szpuli z drutem, gdzie przez prowadnik spiralny doprowadza płynnie drut do uchwytu spawalniczego [3]. metoda awp dzięki aktywnemu podawaniu drutu umożliwia osiągnięcie krótkiego cyklu łuku, co pozwala na spawanie 1 3 2 78 przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 rys. 9. budowa stanowiska zrobotyzowanego fig. 9. construction of a robotic stand` rys. 7. porównanie metody mag i systemu awp fig. 7. comparison of mag and awp system rys. 8. wire booster fig. 8. wire booster materiału ulegającego naprężeniom przy jednoczesnym zachowaniu wysokiej jakości spoin i ograniczeniu ilości powstających odprysków. dzięki awp występuje nie tylko mniej odprysków, ale powstające odpryski są drobniejsze o mniejszej objętości, co zapobiega ich przyklejaniu się do spawanych elementów [3]. metoda awp dzięki aktywnemu podawaniu drutu zmniejsza odkształcenia i naprężenia spawalnicze. ograniczenie ilości odprysków jest możliwe dzięki kontroli sekwencji odrywania kropli płynnego metalu oraz gwałtowne obniżenie wartości prądu wyjściowego. stabilizacja łuku przez ciągłą zmianę prędkości podawania drutu zapobiega nieregularnemu skracaniu drutu, co w przeciwnym wypadku prowadzi do generacji odprysków [3]. przykładowe parametry spawania, które pozwoliły na wykonanie ościeżnicy o grubości profilu 0,8 mm w klasie b to: natężenie prądu 90 a, napięcie 16,5 v, prędkość spawania 0,6 m/min. budowa stanowiska  do zrobotyzowanego spawania mag stanowisko (rys. 9) posiada dwie stacje robocze a i b z usytuowanym w środku robotem ta-1400 wg3 tawers (panasonic) (poz.1). robot jest zintegrowany ze źródłem wytwarzającym prąd spawania (350 a przy pracy p60%) (poz. 2) wyposażonym w system active wire proces. widoczny na rysunku 9b pakiet hybrydowy wykonany jest w ten spo sób, że za wyjątkiem prowadnika drutu, który jest prowadzony na zewnątrz, wszystkie przewody prowadzone są wewnątrz robota. takie rozwiązanie umożliwia płynne podawanie drutu nawet przy niekorzystnym ustawieniu ramienia robota. w obu stacjach zainstalowane są pozycjonery pana dice 500 (panasonic) (poz. 3), a po drugiej stronie umieszczone są słupki podporowe z ułożyskowaniem (poz. 4). na ramach nośnych (poz. 5) zainstalowane są przyrządy uniwersalne (poz. 6) z możliwością przezbrojenia na dany typ ościeżnicy. profile (poz. 7) są zaciskane ręcznie w przyrządach. stacje a i b rozdzielone są pneumatycznie rozsuwanymi kurtynami (zaciemnienie 9 din) (poz. 8), które chronią wzrok operatora. system z trzech stron obudowany jest ściankami stalowymi (poz. 9), a wejścia do stacji a i b zabezpieczone 8 9 2 4 12 13 5 1 3 11 6 7 10 są kurtynami świetlnymi (poz. 10). ponadto, na rysunku 9 zaznaczono stację czyszczenia palnika (poz. 11) i szafę logiki (poz.12) z widocznym panelem sterującym (poz. 13). system posiada znak ce. 79przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 literatura [1] piątek m.: urządzenia stosowane w procesie zgrzewania rezystancyjnego: zgrzewanie nr 1, 1, 2002. [2] nowak m., nowicki m.: kierunki rozwoju technik i technologii zgrzewania na przykładzie rozwiązań firmy tecna, przegląd spawalnictwa nr 11, 2011. wnioski  1. omówiony system przyczynił się do wzrostu wydajności i produktywności zarówno w procesie zgrzewania, jak i w procesie spawania. 2. dzięki wdrożeniu automatu do zgrzewania i zastąpieniu spawania półautomatycznym spawaniem zrobotyzowanym firma wzmocniła swoją konkurencyjność na rynku krajowym i europejskim. 3. niniejsze wdrożenie wzmocniło postrzeganie zleceniodawcy, jako bardzo innowacyjnego. [3] nowak m., wiśniewski d., buchowski j., jędrzejak k.: innowacje technologiczne firmy panasonic w zrobotyzowanym spawaniu cieńskich elementów metalowych na przykładzie wdrożeń firmy technika spawalnicza. 201110_pspaw.pdf 16 przegląd spawalnictwa 10/2011 jörg herrmann anwendungsorientierte auftragschweißprozesse und –methoden metody i procesy napawania w praktyce dipl.-ing. (fh), jörg herrmann sfi, ewe – slv halle gmbh, halle, germany. kurzfassung das entwickeln und die bewertung der möglichkeiten neuer und modifizierter beschichtungs-technologien mit geringer aufmischung sowie deren umsetzung an geeigneten bauteilen ist gegenstand dieses beitrages. dabei wurden verschiedene prozesse bzw. stromquellen in die untersuchungen einbezogen. so sind das auftragschweißen mit neuartigen msg-prozessen, die hinsichtlich eines aufgeprägten lichtbogenverhaltens ein verändertes abschmelzverhalten, einen geringeren energieeintrag und in der folge einen aufmischungsarmen prozess erwarten lassen, wie das msgwechselstrom-auftragschweißen und die nutzung gesteuerter kurz-lichtbogenprozesse untersucht worden. in der vortrag wurde folgende schwerpunkte beschrieben: die lichtbogenschweißprozesse, die schweißpro-zesse zum auftragschweißen, neue schweißstromquellen zum auftragschweißen, das plasma-pulver-auftragschweißen und die auftragschweißungen an graborganen von tagebau-großgeräten. streszczenie tematem pracy jest rozwój i ocena możliwości nowych i zmodyfikowanych technologii nanoszenia warstw z niewielkim wymieszaniem materiałów, jak również zastosowanie ich na odpowiednich częściach maszyn. omówiono w tym celu różne procesy i źródła prądu. przeanalizowano metodę gmaw, która dzięki precyzyjnemu sterowaniu łukiem umożliwia zmianę warunków stapiania, mniejsze obciążenie cieplne, a w rezultacie mniejszy współczynnik wymieszania. wypróbowano też napawanie metodą gmaw prądem przemiennym oraz zastosowanie sterowanego procesu napawania łukiem krótkim. główną uwagę w pracy zwrócono na procesy spawania łukowego, spawalnicze procesy napawania, nowe źródła prądu do napawania, napawanie plazmowe proszkami oraz na przykłady zastosowania napawania do wielkogabarytowych narzędzi maszyn roboczych w kopalni odkrywkowej. einleitung als merkmale zur bewertung der qualität eines auftraggeschweißten produktes dienen kennzeichnende größen, wie die schichtdicke und die schichtqualität, die oberflächenhärte, bzw. die verschleißund/oder korrosionsbeständigkeit, der aufmischungsgrad und gegebenenfalls die schichtoberfläche. in einem beitrag von [1] wurden anforderungen an panzerungen von armaturen in abhängigkeit des einsatzbereiches beschrieben, und es werden die beurteilungskriterien erläutert. beim auftragschweißen ist die güte der erzielbaren schicht, wie bereits beschrieben, abhängig von der aufmischung [2]. reine schweißguteigenschaften werden dabei angestrebt. die auswahl des verfahrens nimmt einfluss auf die qualität einer auftragung. aufmischung und abschmelzleistung unterschiedlicher prozesse werden in tabelle i gegenübergestellt. neben den typischen, prozessabhängigen aufmischungsgraden ist durch die wahl der technologie und der prozessparameter eine teilweise erhebliche einflussnahme auf die aufmischung möglich. zur beurteilung der aufmischung sind die einbrandverhältnisse durch eine metallografische untersuchung nachzuweisen. das fülldrahtauftragschweißen erfolgt mit kommerziellen gleichstromquellen in den bekannten lichtbogenarten, und die meisten schweißzusätze werden am pluspol verschweißt. eine bekanntermaßen mögliche minuspolschweißung hätte eine 17przegląd spawalnictwa 10/2011 geringere aufmischung zur folge, lässt sich jedoch nicht problemlos mit allen schweißzusätzen realisieren. in [3] wird über die entwicklung von drähten für das auftragen von automobilteilen berichtet. beschichtet werden mit den neuentwicklungen kurbel und nockenwellen. die torsionsfestigkeit an kurbelwellen ist um 1,8÷2,8-mal größer als beim auftragen mit herkömmlichen elektroden. in [4] wird über verschleißschutz durch einsatz von wolframcarbid berichtet. die metallurgischen eigenschaften und besonderheiten des wolframcarbids bei der schweißtechnischen verarbeitung aus anwendungsorientierter sicht standen im vordergrund. da der anteil primär ausgeschiedener arteigener hartphasen bei den konventionellen hartlegierungen (eisen-, nickelund kobaltbasis) metallurgisch begrenzt ist, stoßen diese zusätze bei erhöhten anforderungen an ihre leistungsgrenze, so dass wolframcarbid an bedeutung gewinnt. der vortrag beinhaltet folgende schwerpunkte: – lichtbogenschweißprozesse – schweißprozesse zum auftragschweißen – neue schweißstromquellen zum auftragschweißen – plasma-pulver-auftragschweißen – auftragschweißungen an graborganen von tagebaugroßgeräten kriterien für die auswahl eines prozesses zum auftragschweißen können sein: – einsatzfallbedingte anforderungen an die schichten (oberfläche, härte, verschleiß, korrosionsverhalten), – preise der schweißzusätze (legierungszuschläge), – verringerung des aufmischungsgrades, – kostengünstige beschichtungsverfahren untersuchungen das entwickeln und die bewertung der möglichkeiten neuer und modifizierter beschichtungstechnologien mit geringer aufmischung sowie deren umsetzung an geeigneten bauteilen ist gegenstand dieses beitrages. dabei wurden verschiedene prozesse bzw. stromquellen in die untersuchungen einbezogen. so sind das auftragschweißen mit neuartigen msg-prozessen, die hinsichtlich eines aufgeprägten lichtbogenverhaltens ein verändertes abschmelzverhalten, einen geringeren energieeintrag und in der folge einen aufmischungsarmen prozess erwarten lassen, wie das msg-wechselstrom-auftragschweißen und die nutzung gesteuerter kurzlichtbogenprozesse untersucht worden. prozesstechnische bewertungen abbildung 1 zeigt zu untersuchende beschichtungsprozesse sowie deren charakteristische merkmale und bisherige anwendungsbereiche. weiterhin sind die vorteile der einzelnen prozesse und die von den entwicklern beschriebenen typischen anwendungsfelder dargestellt. dabei ist bekannt, dass der pta-prozess die vorteile einer aufmischungsarmen beschichtung in verbindung mit einer guten anpassung an den beanspruchungsfall ermöglicht. das wird vor allem durch eine breite auswahl an pulvergemischen möglich, die jedoch einen entscheidenden kostenfaktor darstellen kann. weitere gesteuerte kurzlichtbogenprozesse sind in jüngster zeit bis zur marktreife entwickelt worden, so dass sich diese schweißgeräteentwicklungen für untersuchungen anboten. abbildung 2 stellt dazu eine übersicht dar. es wurden nicht alle schweißstromquellenund techniken in die untersuchungen einbezogen [5]. so wurde der sog. coldarc-prozess (ewm) nicht weiter untersucht. er bezeichnet einen wärmeminimierten, digital kontrollierten kurzlichtbogen, wobei der tropfenübergang mittels hochdynamischer inverterschaltung in verbindung mit einer sehr schnellen digitalen prozessregelung derart kontrolliert wird, indem die leistungsspitze beim wiederzünden des lichtbogens drastisch vermindert wird. tabelle i. aufmischungen und abschmelzleistungen unterschiedlicher schweißprozesse [6] tablica i. wymieszanie i wydajność stapiania dla różnych metod spawania [6] verfahren autogen wig ppa mig mig-kalt-draht metalllichtbogen up-draht up-band aufmischung, % 0,1-20 7-20 2-20 10-20 5-15 20-35 30-40 5-20 abschmelzleistung, kg/h 0,8 2 15 8 8 15 12 18 abb. 1. auftragschweißprozesse – vergleich rys. 1. porównanie metod napawania 18 przegląd spawalnictwa 10/2011 die folge davon ist ein spritzerfreier, wärmeminimierter fügeprozess mit reduzierter wärmeeinbringung und nahezu leistungslosem werkstoffübergang mit einem geringen materialverzug. der werkstoffübergang erfolgt ohne mechanische unterstützung durch den drahtantrieb und damit möglicherweise verbundenem schlupf oder verschleißverhalten. bisherige anwendungen zielen auf das wärmeminimierte löten mit niedrigschmelzenden zusatzwerkstoffen auf zink-basis, die herstellung von mischverbindungen und das fügen dünnster bleche ab stt-auftragschweißen durch den einsatz einer invertecâ sttô stromquelle der fa. lincoln (surface tension transfer – vom hersteller mit spritzerarmer tropfen transfer übersetzt), die im kurzlichtbogenbereich optimierte und geregelte tropfenübergänge ermöglicht, sind im rahmen dieser untersuchungen parameter für ein auftragschweißen mit geringem energieeintrag bewertet worden. das wird möglich, weil die steuerung der kurzschluss-, pinch-, rückbrandund grundstromphase realisierbar ist und die effekte dieser kenngrößenvariationen untersucht wurden. im stt modus wird die lichtbogenspannung elektronisch kontrolliert, um den sofortigen anforderungen des lichtbogens während des gesamten schweißvorganges zu entsprechen. hierfür findet eine neue generation von inverterstromquellen anwendung, die weder eine konstantspannungs(cv) noch konstantstromquelle (cc) darstellt [7]. eine übersicht der in der lichtbogenphase ablaufenden vorgänge wird in abbildung 3 dargestellt. abbildung 4 zeigt vergleichend die makroschliffbilder mit den aufmischungsgraden, die mit einem schweißzusatz cocr28w4c1.1 erzielt wurden. im direkten vergleich a41 mit einer konventionellen auftragschweißung wurde durch das gesteuerte kurzlichtbogenschweißen der aufmischungsgrad von 21% (konventionell) auf 6% reduziert. den großen einfluss der prozessparameter und der schutzgaszusammensetzung zeigt makroschliffbild a44. die technologie führt durch die verwendung eines schutzgasgemisches ar mit 3% o2 beim gesteuerten kurzlichtbogenschweißen zu einem aufmischungsgrad von 33%. ac-msg-auftragschweißen üblicherweise werden bei msg-prozessen die anschlüsse auf der ausgangsseite der schweißstromquelle so vorgenommen, dass die elektrode positive polarität hat. ein anschluss mit der negativen polarität an der elektrode wird nur in seltenen fällen angewendet, wie z. b. für schweißungen im dünnblechbereich oder gegebenenfalls zum auftragschweißen. der ac-msg-prozess ist dadurch gekennzeichnet, dass zum zeitpunkt des polaritätswechsels von positiv nach negativ und umgekehrt der lichtbogen neu gezündet werden muss. als folge daraus sind die anwendungsfälle sehr selten, in denen beim verschweißen großer werkstückdicken mit hohen strömen konventionelle ac-schweißmaschinen abb. 2. neue msg-schweißstromquellen rys. 2. nowe źródła prądu do spawania metodami gmaw abb. 3. u-i-t-verlauf beim gesteuerten kurzlichtbogenschweißen (stt) [7] rys. 3. przebieg parametrów u-i-t w metodzie spawania stt [7] abb. 4. vergleichende makroschliffbilder rys. 4. porównanie makrostruktury napoin 19przegląd spawalnictwa 10/2011 (thyristor gesteuert) mit zusätzlicher zündeinheit für den lichtbogenwiederstart eingesetzt werden oder in denen ein hoher finanzieller aufwand für den einsatz eines multielektrodensystems aufgebracht wird, um magnetische blaswirkung zu vermeiden [8]. da beim ac-msg-prozess die polarität zwischen negativer und positiver elektrodenpolung ständig gewechselt wird, spielt das wiederzünden des lichtbogens beim polaritätswechsel eine entscheidende rolle für die stabilität des lichtbogens. aus diesem grund wird beim wechsel der polarität ein mehrere mikrosekunden dauernder hochspannungsimpuls von einigen hundert volt gegeben, um den lichtbogen schneller wieder zu zünden [8]. ähnlich wie bei dc-puls-schweißen wird beim ac-puls-msg-prozess ein tropfen durch die elektromagnetischen einschnürkräfte (pinch-effekt) der pulsspitze, die in der ep-phase (positive polarität der elektrode) liegt, abgelöst. man kann hier also von „ein-zyklus, ein-tropfen-übergang“ sprechen, bei dem ein tropfen vom draht abgelöst und in das schmelzbad kurzschlussfrei in synchronisation mit der ac-frequenz übertragen wird. so kann bei diesem prozess durch änderung der en-rate (negative polarität der elektrode) die wärmeeinbringung in das werkstück kontrolliert werden. das bedeutet auch, dass der nahtaufbau, der einbrand und die nahtbreite kontrollierbar sind. mit der erhöhung der en-rate gehen ein absinken der einbrandtiefe, ein höherer nahtaufbau und eine schmalere nahtbreite einher. die verwendete glc 353 quinto cp (current profile) lässt sowohl eine strom-, spannungsoder kombiniert geregelte en-phase zu. als weiterentwicklung dieser technik wird der typ quineo champ cw angeboten. die schweißversuche erfolgten als auftragschweißungen am rohr und an ebenen blechen. als schweißzusätze für diese versuche wurden fülldrähte für verschiedene beanspruchungsarten in den abmessungen ø = 1,2 mm und ø = 1,6 mm verwendet. es kamen folgende legierungstypen zum einsatz: 1. few5cr3v1c0,3 (ø 1,2 mm) 2. nicrbsi-62%wsc (ø 1,6 mm) 3. fecr22nb7c5,2 (ø 1,2 mm) es wurden flächige beschichtungen mit dem unter punkt 3 aufgeführten fülldraht ausgeführt. die blechdicken betrugen t = 8 mm und t = 5 mm und es wurden sowohl zugals auch pendelraupen geschweißt. abbildung 5 zeigt die oberfläche der beschichtung, die mit dem o. g. schweißzusatzwerkstoff erfolgte. es konnte eine gute qualität der nahtoberfläche erreicht werden; allerdings war der prozess durch eine relativ starke spritzerbildung gekennzeichnet. von den geschweißten proben der zugund pendelraupen wurden makroschliffe angefertigt. abbildung 6 zeigt das makroschliffbild der mit pendelraupen geschweißten proben. es wurde eine max. schichtdicke von 4,0 mm mit einem aufmischungsgrad von ag = 16,3% erreicht, der üblicherweise kommerziell geschweißt bei 30÷35% liegt. die beschichtung zeigt keine inneren fehler. ein ähnlich gutes ergebnis zeigte sich beim auftragschweißen mit zugraupen. es wurde dabei mit einem definierten seitlichen versatz von 5 mm gearbeitet. die aufgetragene schichtdicke ist mit max. 3,2 mm im vergleich zur pendelraupe geringer. nur unwesentlich höher ist der aufmischungsgrad mit ag = 17,0%. cmt-prozess der cmt-prozess wurde für vollmechanische oder automatisierte anwendungen als spezielle msg-kurzlichtbogenschweißung entwickelt. zur verringerung des aufmischungsgrades sind prozesse, die einen geringen energieeintrag in das bauteil bewirken, von interesse. aus diesem grund erscheint eine mechanisch unterstützte tropfenablösung mit „kaltem werkstoffübergang“ für diesen anwendungsbereich als geeignet. abb. 5. nahtoberfläche pendelraupen rys. 5. powierzchnia napoiny wykonanej ruchem wahadłowym abb. 6. makroschliffbild pendelraupen rys. 6. makrostruktura ściegów wahadłowych 20 przegląd spawalnictwa 10/2011 tabelle ii zeigt die versuchsauswertung in form der darstellung der nahtoberfläche, des dazugehörigen makroschliffes und des aufmischungsgrades. die proben für die makroschliffe wurden jeweils an der gleichen stelle entnommen. es werden sehr geringe aufmischungsgrade (4 bis 16%) erreicht. bei auftragsraupen mit kleinem nahtwinkel besteht vor allem an den übergängen zur nächsten raupe die gefahr von bindefehlern. die versuche wurden mit fülldrähten mit einem ø 1,2 mm durchgeführt. folgende zusätze wurden verwendet: 1. fecr22nb7c5,2 (ø 1,2 mm) 2. cocr28w4c1.1 (ø 1,2 mm) 3. cusi3mnal (ø 1,2 mm) auftragschweißen an graborganen für tagebaugroßgeräte verschleiß und instandhaltung im bergbau der verschleiß im braunkohlentagebau ist sehr vielschichtig und entsteht beim abbau von braunkohle und abraum. dabei kann die bodenqualität des abraums (sand, kies, ton, quarzit…) einen entscheidenten einfluss auf den verschleiß haben. er bezieht sich häufig auf abrasivverschleiß und entsteht sowohl an den fördersystemen wie eimerkettenoder schaufelradbagger als auch an absetzern und bandanlagen. obwohl viele erfahrungen zum verschleiß im tagebau, der z.b. an raupenfahrwerken (bodenplatte, schake, schakenbuchsen u. –bolzen) oder an baggerschaufeln vorkommt [9] vorliegen, werden die betreiber durch die ständig wechselnden geologischen bedingungen mit neuen gegebenheiten konfrontiert. für die im tagebau eingesetzten geräte und anlagen werden baugruppen und einzelteile aus den verschiedensten legierungen, auch als gussoder schmiedeteile, eingesetzt. neben kaltverfestigenden und naturharten legierungen werden auch teile nach der herstellung durch den betreiber oder fremdfirmen mit einem vorbeugenden verschleißschutz versehen. das autogene auftragschweißen mit pulver und/ oder röhrchenstab oder umhüllten kernstab stellt auch heute noch zur reparatur oder zur beschichtung von kleineren bauteil wie baggerzähne eine weitverbreitete verschleißschutzmaßnahme dar. ebenso speziell für die vorort-reparatur wird das elektroden-handauftragschweißen eingesetzt. für das großflächige auftragschweißen von z.b. schleißplatten oder walzen, werden das open-arc und das plasma-pulver-(pta)-auftragschweißen eingesetzt. beim open-arc-auftragschweißen ist die vermischung zwischen grundwerkstoff und beschichtung und liegt je nach legierung und betriebsbedingungen zwischen 10÷20% in der ersten lage, während sich die schichtdicke im bereich zwischen 3-5 mm bewegt. die typischen legierungen hoch crund c-haltigen legierungen mit dem legierungskurzzeichen fe 14 – fe 16 sind in auch hinsichtlich der anforderungen und möglicher anwendungsbeispiele definiert [10]. das pta-auftragschweißen hat in den letzten jahren im zeichen der wachsenden automatisierung vieler fertigungsprozesse sowie der qualitätssicherung zunehmend an bedeutung gewonnen. hiermit können durch die verfahrensspezifischen vorteile qualitativ hochwertige schutzschichten mit vermischungswerten unter 10% (je nach abschmelzleistung und schweißzusatz) erzielt werden. die abschmelzleistungen betragen bei wsc-haltigen tabelle ii. versuchsauswertung tabela ii. dane eksperymentalne nahtoberfläche makroschliff bewertung ag = 10-16% pendelraupe fecr22nb7c5,2 ag = 4-7% pendelraupe cocr28w4c1.1 21przegląd spawalnictwa 10/2011 schweißzusätzen auf ni-basis mittlerweile über 20 kg/h. im hochleistungsbereich kommen vor allem nibsi-legierungen (zum teil mit cr) mit 60% wsc zum einsatz. das verfahren ist im vergleich zum fülldrahtschweißen sehr aufwendig und kostenintensiv. schlecht zugängliche bereiche sind nur bedingt zu beschichten. hier ergänzen sich das pta und das fülldrahtschweißen. während die einfacheren werkstückflächen mittels pta gepanzert werden, werden die ecken und kanten mittels wsc-fülldrähten geschützt. auftragschweißen von schneidecken aufgrund eines stark tonhaltigen bodens bestand für das verschleißteil vorschneidecke aus dem werkstoff gs30mn5 die aufgabe, eine lösung zur erhöhung der standzeit bzw. liegedauer zu finden. der vorbeugende verschleißschutz sollte zunächst mit dem gleichen selbstschützenden fülldraht erfolgen, der bisher als teilmechanische schweißung verwendet wurde. die auftragschweißungen sollten optimiert werden und vollmechanisch erfolgen. als nächster schritt sollte anschließend eine optimierung der legierungszusammensetzung des schweißzusatzwerkstoffes in verbindung mit einer bewertung der konstruktion erfolgen. abschließend war ein verfahrensvergleich mit dem plasma-pulverauftragschweißen durchzuführen. die durchzuführenden schweißversuche bezogen sich auf die technologieentwicklung mit ermittlung einer für den beanspruchungsfall geeigneten legierung, der festlegung der beschichtungsfläche, der schweißfolge sowie der prozessparameter. die nachfolgende abbildung 7 zeigt den verwendeten versuchsaufbau, der sich durch die vielzahl der beschichtungsflächen und deren orientierung im raum als relativ kompliziert erwies. für das beschichten wurde von der standardlegierung fecr22nb7c5,2 / typ 61 ausgegangen [11], die dann als modifizierte variante (a, b, c mit variation der legierungselemente: cr, b, v, nb) mit weiteren bauteilbeschichtungen hinterlegt wurden. da für die verschiedenen legierungen die ergebnisse von laborverschleißuntersuchungen nach dem reibrad-verfahren (astm g 65) [12] vorlagen, konnten vergleiche zum feldversuch durchgeführt werden. der vergleich des verschleißverhaltens zeigt den negativen einfluss der teilmechanisch ausgeführten handschweißung. weiterhin weisen die modifizierten legierungen mit optimierter beschichtungsfläche ein besseres verschleißverhalten aus. damit ergeben sich folgende vorteile in diesem ersten schritt zu einer neuen technologie, der bereits mit einer erhöhung der standzeit verbunden ist durch: – optimierte beschichtungsfläche und beschichtungsstellen (nach auswertung der verschlissenen baugruppen) – anpassung der prozessparameter (schweißzusatzwerkstoff, –art und –durchmesser, lagenzahl) – vollmechanische schweißung (definierte legierungszusammensetzung im verschleißbereich des bauteils) als auswertung dieser versuchsreihe konnte eine verdoppellung der standzeit im versuchszeitraum gegenüber der alten technologie festgestellt werden. plasma-pulver-auftragschweißen von schneidecken und reißzähnen analog zur fülldrahttechnologie mussten für das plasma-pulver-auftragschweißen neben der bestimmung der schweißzusatzwerkstoffe und der parameter die beschichtungsfläche und die schweißfolge der auftragung ermittelt und festgelegt werden. die abbildung 8 zeigt links im bild eine auftraggeschweißte neue schneidengeometrie. in der gleichen abbildung ist rechts im bild das prozessbezogene problem im bereich der „zwickelschneide“ zu erkennen. während beim auftragschweißen mit fülldraht durch das lange freie drahtende jede zugänglichkeit ermöglicht wird, sind durch die maschinen – brennerabmessungen beim plasma-pulverschweißen nicht alle stellen fachgerecht beschichtbar. diese stelle wurde vor dem auftragschweißprozess mit einem kleineren handbrenner beschichtet. der einsatz der mit beiden prozessen beschichteten schneidecken zeigt vergleichbare standzeiten. abb. 7. vorrichtung und versuchsanordnung beim auftragschweißen rys. 7. urządzenie i stanowisko badawcze do napawania 22 przegląd spawalnictwa 10/2011 die plasma-pulver (nibsi+wc) auftraggeschweißten ecken weisen im vergleich zur fülldrahtbeschichtung keine sichtbaren risse auf. eine technologie zur regenerierung und zum vorbeugenden verschleißschutz an neuteilen wird am beispiel von reißzähnen für eimerkettenbagger vorgestellt. durch das steckadaptersystem werden lange stillstandszeiten, verbunden mit einer demontage der eimerkette, vermieden. zur regenerierung werden die verschlissenen reißzähne definiert abgetrennt und ein beschichtetes schmiedestück neu angeschweißt (siehe abbildung 9, rechts im bild). die mittels plasma-pulver-auftragschweißen in eine nut eingebrachte legierung (fev18) besitzt eine hohe verschleißbeständigkeit und ist nahezu rissfrei (siehe makroschliffbild, abbildung 9, links im bild). zusammenfassung der ergebnisse die untersuchten, neuen msg-prozessvarianten ermöglichen alle eine beeinflussung des aufmischungsgrades zur verringerung der aufmischung von schweißzusatz und grundwerkstoff, aber es lassen sich gegenwärtig nur kleine drahtdurchmesser für das beschichten einsetzen. das ac-msg-schweißen ermöglicht im vergleich zum kommerziellen prozess ein auftragschweißen mit geringerer aufmischung des schweißzusatzwerkstoffes mit dem grundwerkstoff. die spritzerbildung der untersuchten legierungen ist bei nicht optimal eingestellten schweißparametern gegenwärtig noch nicht zufrieden stellend. für diese wechselstromschweißung sind weitere schweißzusatzwerkstoffe zu erproben und technologien zu erarbeiten. das aufmischungsarme auftragschweißen durch nutzung neuer lichtbogen-prozessvarianten ermöglicht die erschließung weiterer anwendungsfelder der bauteilbeschichtung. zum auftragschweißen an schneidecken ist bei bestimmten bodenverhältnissen (stark tonhaltig) eine anpassung der legierung sinnvoll und unter umständen mit einer verdoppelung der standzeit verbunden. durch mechanisierungsund automatisierungslösungen werden beim beschichten durch auftragschweißen im vergleich zu manuellen und teilmechanisch ausgeführten prozessen neben den qualitativen verbesserungen auch längere liegezeiten erreicht. am beispiel von vorschneidecken für schaufelräder und reißzähne für eimerkettenbagger wurden wirtschaftliche technologien zum plasma-pulver-auftragschweißen vorgestellt. abb. 8. plasma-pulver-auftraggeschweißte neue schneidengeometrie rys. 8. nowy kształt krawędzi tnących wykonany napawaniem plazmowym z użyciem proszków abb. 9. mittels plasma-pulver-auftragschweißen regenerierter reißzahn rys. 9. ząb stalowy zregenerowany metodą napawania plazmowego proszkami schrifttum [1] h. konrad: auftragschweißen von armaturen. vortrag 1. fachtagung „verschleißschutz von bauteilen durch auftragschweißen“, juni 1996, slv halle. [2] w. wahl; j. ellermeier: verwendung von pulver zum oberflächenschutz bei abrasiver beanspruchung. vortrag 2. fachtagung „verschleißschutz von bauteilen durch auftragschweißen“, mai 1998, slv halle. [3] v. p. simanovskij: pulverdraht für das auftragschweißen von automobilteilen. automaticeskaja svarka, kiew (1989), heft 5, s. 52-53. [4] f. schreiber: verscheißschutz durch einsatz von wolframcarbid. vortrag 2. fachtagung „verschleißschutz von bauteilen durch auftragschweißen“, mai 1998, slv halle. [5] j. herrmann; fue-projekt 362/03 „aufmischungsarmes auftragschweißen“, januar 2003 – dezember 2004 [6] firmenschrift ewm; coldarc – der kalte lichtbogen (www. ewm.de). [7] l.v. nassau, w. jager, st. peters, e. stava: das gmawstt-system: ein fortgeschrittenes schweißsystem für wurzelrohrschweißen und blechschweißen. dvs, düsseldorf, band194. [8] firmenschrift; aktueller stand der technik beim ac/migschweißen (ein modernes schweißverfahren und seine anwendungen); otc daihen europe gmbh. [9] h. utz u.a.: „abrasion und erosion“, carl hanser verlag münchen wien 1986. [10] din en 14700; schweißzusätze – schweißzusätze zum hartauftragen. [11] j. herrmann u.a.: auftragschweißen an tonschneidecken. vortrag 7. fachtagung „verschleißschutz von bauteilen durch auftragschweißen“, mai 2008, slv halle. [12] merkblatt dvs 0945-1; prüfen von geschweißten verschleißbeständigen auftragungen (teil 1 – abrasivverschleiß). ps 10 2015 www.pdf 130przegląd spawalnictwa vol. 87 10/2015 stan obecny i perspektywy rozwoju dynamicznej regulacji źródeł prądu do spawania gma current status and prospect development of dynamic regulation for gma welding power sources dr inż. marek węglowski – akademia spawania, dr birger jaeschke – lorch schweißtechnik gmbh, dr hab. inż. tomasz chmielewski, prof. pw – politechnika warszawska. autor korespondencyjny/corresponding author: t.chmielewski@wip.pw.edu.pl streszczenie zaawansowane koncepcje systemów sterowania źródeł spawalniczych umożliwiają użytkownikowi dostosowanie dynamicznych właściwości źródła energii do warunków spawania procesami gma. artykuł dotyczy parametrów procesu spawania, które mogą być określone jako zmienna „dynamika łuku” w nowoczesnych źródłach zasilania np. inwertorach nowej generacji micor, służą rozszerzeniu przydatności technologicznej metod gma oraz niwelują niedoskonałość doboru parametrów spawania. przedstawiono korzyści technologiczne i przykłady zastosowania podczas prac spawalniczych. słowa kluczowe: lorch, inwertory spawalnicze, sterowanie synergiczne abstract high-quality operating concepts enable the user to adjust dynamic properties of the welding power source for gma standard welding processes. the article is thematically concerned with parameters what can be summarized under the term „dynamic” for modern inverter power sources and process engineering what effects arise thereby. the technological and practical benefits are considered. keywords: lorch, welding inverters, synergic control wstęp w ostatnich latach obserwowany jest szybki rozwój nowoczesnych urządzeń spawalniczych sterowanych cyfrowo opartych na zasilaczach inwertorowych [1]. zasilacze spawalnicze wysokiej częstotliwości umożliwiają budowę urządzeń spawalniczych sterowanych programami pracy dedykowanymi do specyficznych warunków spawania, takie dopasowanie owocuje m.in. znaczącym wzrostem wydajności spawania [2÷8]. właściwości spawalniczych źródeł energii mogą być m.in. opisane charakterystyką statyczną zewnętrzną, czyli w odniesieniu do powolnych zmian obciążenia rezystancyjnego. charakterystyki statyczne reprezentują relację pomiędzy natężeniem prądu płynącego w obwodzie wtórnym, a napięciem mierzonym na zaciskach wyjściowych zasilacza podczas obciążania rezystancyjnego urządzenia spawalniczego. urządzenia o stosunkowo prostej konstrukcji, czyli transformatorowe źródła napięcia z mostkiem prostowniczym charakteryzują się skokową nastawą napięcia, co znajduje odwzorowanie na rysunku 1. szeregiem różnych charakterystyk statycznych, właściwych dla określonych odczepów transformatora (s), którym odpowiada określone napięcie stanu jałowego u0, prąd zwarcia ik oraz nachylenie charakterystyki (du/di) w punkcie pracy. marek węglowski, birger jaeschke, tomasz chmielewski na rysunku 2 zobrazowano przecięcie charakterystyki łuku (znormalizowanej charakterystyki napięcia roboczego) (lk), która jest determinowana przez szereg różnego rodzaju oddziaływań fizycznych w obszarze łuku z określoną charakterystyką statyczną źródła, wynikającą z wybranego odczepu (poziomu mocy). punk przecięcia charakterystyk jest punktem pracy, determinującym warunki spawania. rys. 1. schemat statycznych charakterystyk u(i) z użyciem klasycznego urządzenia transformatorowego przy różnych skokowo regulowanych nastawach parametrów. s1..s5 = poziomy nastaw fig. 1. schematic representation of the static c-v characteristics of a traditional step switched welding power source. s1..s5 = levels 131przegląd spawalnictwa vol. 87  10/2015 dokładne położenie punktu pracy na charakterystyce statycznej zależy od procesu spawania łukowego, oraz od wartości posuwu drutu elektrodowego. w każdym procesie spawania łukowego mamy do czynienia ze zmianą długości łuku podczas pracy, aż do zwarcia, co jest najbardziej ekstremalnym rezultatem zmiany długości łuku, bliskim zera, rzeczywisty punkt pracy mniej lub bardziej regularnie przemieszcza się w obrębie obszaru blisko punktu pracy. rys. 2. schematyczne przedstawienie warunków spawania (ap) jako punkt przecięcia charakterystyki statycznej źródła napięcia (w tym przypadku s3) ze znormalizowaną charakterystyką napięcia roboczego (łuku) (lk) fig. 2. schematic representation of the formation of a common operating point (ap) as the intersection of the set static characteristic of the welding power source (in this example s3) with the static load characteristic curve (lk) of the arc w urządzeniach do spawania w grupie metod gma celowo wprowadza się możliwość zmiany indukcyjności obwodu spawania (tzw. dławik), która wpływa na przechodzenie kropli w łuku natryskowo lub zwarciowo, a zarazem obniżenie statycznej charakterystyki zewnętrznej spawania źródła zasilania, pokazanej na rysunku 3, poprzez krótkie ładowanie dodatkowej energii, która ma być uwalniana do obwodu spawania po oderwaniu kropli. rys. 3. schemat wpływu zmiany indukcyjności (dławika) w punkcie pracy źródła napięcia oraz charakterystykami statycznymi zewnętrznymi fig. 3. schematic representation of the effect of a choke in the expansion of a static operating point from welding power source and static load characteristic to a dynamic operation area of a short-circuit-free arc welding process zwiększenie lub zmniejszenie przepływu prądu jest tłumione przez dławik o odpowiedniej indukcyjności, dodatkowa energia pochłaniana i uwalniana jest z opóźnieniem, w zależności od warunków spawania, wynikające z tego przemieszczenia punktu pracy nazywane są dynamicznym ruchem punktu pracy. szczególnie widoczne jest oddziaływanie na statyczne i dynamiczne właściwości spawania źródła zasilania, w przypadku przechodzenia kropli w sposób zwarciowy, pokazane na rysunku 4 i 5. dla uzyskania stabilnego procesu spawania, opisane parametry muszą być dobrze skoordynowane: wzrost natężenia prądu podczas zwarcia i jego obniżenie w fazie palenia łuku bez zwarcia, średnia wartości napięcia łuku i natężenia prądu spawania podczas zwarcia i fazy bez zwarcia łuku, a także wartość posuwu drutu. zakres wpływania na właściwości tradycyjnego źródła napięcia przez dostosowywanie charakterystyki statycznej i dynamicznej za pomocą dławika są niewielkie, z czego wynikają ograniczenia zdolności adaptacyjnych konwencjonalnych źródeł energii spawania. cyfrowo sterowane źródła napięcia mogą zmieniać opisane relacje fizyczne pomiędzy charakterystyką statyczną i dławikiem. w nowoczesnych cyfrowych źródła zasilania, funkcjonuje w zasadzie nieograniczona liczba wariantów zmian różnych parametrów w procesie spawania, co pokazano na rysunku 6. oznacza to, że można w szerokim stopniu wpływać na właściwości klasycznego źródła energii poprawiając jego działanie w znacznie szerszym zakresie niż stosując klasyczny dławik. na obecnym etapie rozwoju cyfrowych systemów sterowania urządzeniami spawalniczymi, duże wyzwanie dla projektantów urządzeń stanowi problem połączenia możliwości regulacyjnych nowoczesnych urządzeń z łatwością ich obsługi przez przeciętnego użytkownika. rysunek 6 przedstawia przebieg czasowo-prądowy spawania dla procesów gma podczas przejścia metalu do jeziorka w sposób zwarciowy. strzałki na rysunku wskazują kilka stopni swobody w regulacji natężenia prądu spawania. każdy z tych stopni swobody przypisany jest do określonego parametru, który wpływa na jego wartość na określonym rys. 4. schematyczne przedstawienie wpływu indukcyjności (dławika) w punkcie pracy spawania źródła zasilania i statycznej charakterystyki zewnętrznej dla dynamicznego obszaru roboczego w łuku zwarciowym; strzałki wskazują kierunek ruchu punktu pracy fig. 4. schematic representation of the effect of a choke in the expansion of a static operating point from welding power source and static load characteristic to a dynamic operation area of an idealized shortcircuited arc process; the arrows indicate the direction of the operating point movements rys. 5. wpływ indukcyjności (dławika) w odniesieniu do charakterystyki dynamicznej spawania przedstawionej w czasie, napięcia spawania u (t) oraz prądu spawania i (t) podczas zwarciowego przechodzenia metalu do jeziorka spawalniczego; w odniesieniu do punktu pracy pokazanym na rys. 4 fig. 5. effect of the choke in the temporal waveform of welding voltage u(t) and welding current i(t) of a non-idealized process with short-circuited material transfer; with respect to the operating point identification in fig. 4 132przegląd spawalnictwa vol. 87 10/2015 etapie cyklu. wszystkie parametry muszą być odpowiednio dopasowane, tak, aby powodowały korzystne zmiany właściwości technologicznych procesu spawania. dobór parametrów zwykle jest dokonywany przez producenta źródła spawania na drodze wielu długotrwałych, kosztownych i skomplikowanych prac badawczo-rozwojowych. do ustalenia optymalnych wartości poszczególnych parametrów można dojść jedynie na drodze prób spawalniczych, budując bibliotekę parametrów i programów spawania (krzywych synergicznych) z której układ sterowania czerpie informacje potrzebne do ich automatycznego ustalania. rys. 6. przykład korekcji warunków spawania w cyfrowo sterowanym urządzeniu spawalniczym fig. 6. example of parameters for the virtual choke of a digitally controlled welding power source zmiana jednego parametru spawania, powinna wiązać się z automatyczną regulacją i zmianą wszystkich pozostałych parametrów, przy czym koordynacja parametrów jest utrzymywana w taki sposób, aby proces spawania przebiegał bez utrudnień. w przypadku impulsowych źródeł spawania, kontrola synergiczna jest od wielu lat stosowana, również w standardowych procesach spawania gma. krzywe synergiczne są scharakteryzowane do wyboru danej kombinacji: materiał podstawowy/drut elektrodowy/gaz osłonowy. z poziomu operatora posuw drutu jest zwykle bezpośrednim wiodącym parametrem wybieranym przez użytkownika, służącym do wyboru właściwych krzywych synergicznych. w niektórych przypadkach średnie natężenie prądu spawania jest wiodącym parametrem do którego system synergiczny dostosowuje inne parametry. procesy spawania gma w rzeczywistości reguluje się napięciem łuku [9] natomiast natężenie prądu spawania uzależnione jest od prędkości posuwu drutu, a nie na odwrót. w rzeczywistości, układ sterowania interpretuje pośrednie parametry natężenia prądu jako wartości prognozowane i odpowiednio dobiera krzywe synergiczne. parametry te są mierzone i wyświetlane na panelu operatora w czasie rzeczywistym podczas spawania, jednak nastawy nie są ściśle dostosowywane do wartości wybieranych przez użytkownika. średnie napięcie łuku może zostać zmienione w każdym momencie lub może być skorygowane bezpośrednio podczas procesu spawania w celu uzyskania wysokiej jakości spoiny lub w celu dostosowania do różnych innych warunków spawania. jak we wszystkich innych sposobach sterowania wyborem parametrów, system synergiczny nie jest odporny na wybór błędnych danych wejściowych przez operatora. każde urządzenie sterowane synergicznie posiada możliwość wyboru parametrów spawania w „trybie ręcznym”, kiedy wartość każdego z parametrów dobierana jest indywidualnie. dynamiczna korekta jest wiele powodów, aby wpływać na zmiany charakterystyk dynamicznych podczas procesu spawania, nawet jeśli początkowe ustawienia (np. wygenerowane przez synergiczny system sterowania) umożliwiają stabilne spawanie. głównym powodem jest subiektywna ocena przebiegu procesu łukowego spawania przez spawacza, oraz możliwość dopasowania warunków do swoich własnych potrzeb i oczekiwań najczęściej trudnych do sparametryzowania. urządzenia wyposażone w takie dodatkowe parametry będą mogły spełniać wszystkie indywidualne oczekiwania i wymagania spawacza np. „twardy”, „średni” lub „miękki” łuk spawalniczy. urządzenia marki lorch micormig umożliwiają określenie dynamiki łuku jako indywidualnie dobieranego parametru, wyświetlanego na panelu głównym w urządzeniach poprzez ustawienie „dynamicznego łuku” pokazanego na rysunku 7. rys. 7. „dynamika łuku” nastawa parametrów lorch micormig z panelu sterowania basicplus fig. 7. the “dynamics” setting parameter of the lorch micormig with basicplus control panel rys. 8. różne rodzaje panelu sterowania oferują stopniowe dostosowanie dynamiki łuku spawania fig. 8. different control panel types offer staggered adjustment of process dynamics na rysunku 8 pokazano różne warianty panelu sterowania oraz opcji ustawień. głównym zadaniem parametru „dynamiki łuku” jest regulacja łuku tak aby spełnić oczekiwania spawacza z możliwością jednoczesnego synergicznego doboru pozostałych parametrów spawania. korekta „dynamiki łuku”, nie powinna negatywnie wpływać na wartość zasadniczych parametrów spawania. zespół badaczy, który został powołany przez firmę lorch dał podstawę do znalezienia odpowiednich rozwiązań technicznych w kontekście praktycznych badań. potrzebne było stopniowe i odpowiednie dostosowanie różnych dodatkowych parametrów, które określają przebieg procesu spawania jak pokazano na rysunku 6, które pochodzą z nastaw krzywych synergicznych. dynamiczna regulacji łuku jest możliwa zarówno podczas używania sterowania synergicznego, jak również w trybie ustawienia ręcznego z ukrytą synergią. aby proces spawania odbywał się stabilnie wymagane, jest to aby „dynamika łuku” była osadzona w charakterystyce synergii. opcje dodatkowe stopniowej regulacji są pokazane na rysunku 9, na przykładzie zwarciowego przechodzenia 133przegląd spawalnictwa vol. 87  10/2015 kropli w łuku spawalniczym. zmiana subiektywnej oceny spawacza dotyczącej łuku i określenie jej jako łuk „twardy” czy „miękki”, realizowana jest poprzez zmianę działania łuku w stałych warunkach czyli przy stałym posuwie drutu elektrodowego jednak przy zmieniających się: napięciu łuku i średnim natężeniu prądu spawania. podczas zmiany ustawień „dynamiki łuku”, z jednej strony należy uzyskać pożądany stabilny łuk spawalniczy z małą liczbą rozprysków przy niezmienionej wartości posuwu drutu, a z drugiej strony, automatyczną kontrolę zmiany wartości napięcia łuku. rys. 9. przykład ingerencji „wirtualnego dławika” z możliwością regulacji dynamiki łuku w cyfrowo sterowanym urządzeniu spawalniczym fig. 9. example of parameters for the “virtual choke” of a digitally controlled welding power source with additional options for adjusting the dynamics efekt techniczny w nowoczesnych urządzeniach spawalniczych sterowanych cyfrowo dynamiczna regulacja przebiegu charakterystyki czasowej prądu i napięcia zapewnia stabilny zapłon łuku. dzięki zaprogramowaniu dynamicznego wzrostu napięcia, a tym samym mocy łuku uzyskuje się szybkie topienie końca drutu elektrodowego w fazie początkowej, co zapobiega rozpryskowi początkowemu (rys. 10). rys. 10. rozpoczęcie procesu spawania z „gorącym startem”; 1) początkowy zapłon łuku po przez wzrost dynamiki; 2) formowanie się jeziorka spawalniczego wraz ze wzrostem napięcia łuku i dostosowaniem dynamiki łuku; 3)stabilizowanie procesu spawania po rozpoczęciu spawania fig. 10. start of a welding process with “hot start”; 1) initial ignition of the arc through highly dynamic upslope; 2) forced formation of the melt pool with increased arc voltage and adapted dynamic; 3) stabilized arc welding process for the actual weld after start-up podczas spawania, wybrane odpowiednie nastawy przez użytkownika z krzywych synergicznych pod wpływem zmian dynamiki łuku mogą być korygowane podczas spawania, zwłaszcza, gdy przejście materiału jest w sposób zwarciowy. na rysunku 11 pokazano skutki zmian „dynamiki łuku”. korekta „dynamiki łuku” w lewo, czyli obniżenie wartości, powoduje bardziej „miękki” łuk, pozostając w korelacji wzrostu napięcia i energii cieplnej łuku. łuk oraz jeziorko staje się większe, szersze, łuk jaśniejszy i bardziej elastyczny. przykładowo ten rodzaj łuku jest odpowiedni do spawania grani spoin z ukosowaniem na v, lub wklęsłych spoin pachwinowych z płaskim licem, a także materiałów o stosunkowo wysokim współczynniku przewodzenia ciepła, daje szczególnie mało odprysków, co może znaleźć zastosowanie w wielu aplikacjach. regulacja „dynamiki łuku” w prawą stronę, czyli zwiększenie wartości, prowadzi do bardziej „twardego” łuku, w połączeniu z wyraźnie mniejszym napięciem i niższą energią cieplną. łuk jest bardziej skoncentrowany, wąski, „sztywny”. ten rodzaj łuku jest odpowiedni do spawania spoin narożnych lub cienkich elementach oraz materiałów o niskiej przewodności cieplnej. rys. 11. skutki nastawy „dynamiki łuku” przy różnych nastawach parametrów, warunki spawania: drut elektrodowy φ 1.2 mm gat. g3si1, stal s355 gr. 4 mm, posuw drutu elektrodowego 4,5 m/min, prędkość spawania= 0,20 m/min fig. 11. effects of the “dynamics” adjusting parameter, welding conditions: electrode wire φ1.2 mm g3si1, welding native material steel s355 4mm, vd 4.5 m/min, vs 0,20 m/min 134przegląd spawalnictwa vol. 87 10/2015 podsumowanie i wnioski nowoczesne źródła zasilania z wykorzystaniem falownika w stosunku do standardowego źródła spawania gma charakteryzują się nie tylko bezstopniową regulację napięcia w stosunku do skokowej nastawy transformatora, ale również oferują znacznie więcej korzyści użytkownikowi z ich zaawansowanymi funkcjami i możliwościami aplikacyjnymi. podstawą do tego jest możliwość regulacji dynamiki łuku przy zachowaniu stabilnego łuku oraz małej ilości odprysków. dynamiczna regulacja łuku w źródłach zasilania spawania gma, zapewnia użytkownikowi prosty i praktyczny sposób na regulację właściwości źródła napięcia do jego określonych potrzeb. praktyczne zastosowanie regulacji dynamiki łuku jest możliwe dzięki nowoczesnym sterowanym cyfrowo źródłom napięcia, które są dostępne na rynku w postaci serii micor-mig firmy lorch. literatura [1] t. chmielewski, m. węglowski, „analiza rynku spawalniczego w polsce pod względem sprzedaży urządzeń oraz materiałów spawalniczych” przegląd spawalnictwa, vol. 82, no 10, s.28-31, 2010. [2] t. chmielewski, m. węglowski, k. kudła, „spawanie w pozycji pf metodą mma z wykorzystaniem nowej funkcji up w zasilaczach inwertorowych zbudowanych w technice micor”, przegląd spawalnictwa, vol. 86, no 9, s.45-49, 2014. [3] t. chmielewski, m. węglowski, k. kudła, „nowe funkcje zasilaczy inwertorowych zbudowanych techniką micor do metody mma”, przegląd spawalnictwa, vol. 85, no 10, s.59-64, 2013. [4] m. węglowski, t. chmielewski, k. kudła, „ocena wydajności spawania niskoenergetycznego procesu speedroot w pozycji pg”, przegląd spawalnictwa, vol. 83, no 12, s.26-30, 2011. [5] m. węglowski, t. chmielewski, k. kudła, „porównanie wybranych właściwości nowoczesnych spawalniczych inwertorowych źródeł energii przeznaczonych do spawania metodą mag”, przegląd spawalnictwa, vol. 81, no 10, s.81-83, 2009. [6] m. węglowski, t. chmielewski, k. kudła, „productivity assessment of the low-energy speedroot welding process in pg position” welding international, vol. 30 (3), s.192-195, 2016, doi:10.1080/09507 116.2014.937621 [7] m. węglowski, t. chmielewski, k. kudła, „ocena wydajności spawania w wysoko wydajnym procesie speedup oraz mag standard w pozycji przymusowej”, biuletyn instytutu spawalnictwa, vol.54 (5), s.199201, 2010. [8] t. chmielewski, k. kudła, m. węglowski, „analysis of the effect of arc welding characteristics in modern mag welding variants on welding properties and weld geometry”, biuletyn instytutu spawalnictwa, vol.58 (5), s.196-203, 2014. [9] t. chmielewski, „projektowanie procesów technologicznych – spawalnictwo”, oficyna wydawnicza politechniki warszawskiej, 2013. 201110_pspaw.pdf 73przegląd spawalnictwa 10/2011 tomasz mucha konrad bartkowiak zastosowanie napawanych płyt trudnościeralnych w naprawach maszyn podstawowych górnictwa odkrywkowego application of cladded abrasive-resistant plates in repairs  of opencast mining equipment mgr inż. tomasz mucha, konrad bartkowiak – pge giek s.a. kwb turów. streszczenie intensywna eksploatacja współczesnych maszyn podstawowych górnictwa odkrywkowego pociąga za sobą znaczne zużycie ścierne przesypów w układzie transportu urobku. warunki te wymagają podjęcia prac nad zastosowaniem materiałów odpornych na ścieranie. materiały używane w lejach przesypowych poza wysoką odpornością na ścieranie powinny się również charakteryzować dostateczną wytrzymałością na obciążenia dynamiczne. próby eksploatacyjne dowiodły, że najlepiej sprawdzają się płyty stalowe z napoiną trudnościeralną. abstract the intensive exploitation of opencast mining machines involves a high wear of elements of bulk material transport systems. these conditions have forced users to try using different types of materials resistant to abrasion. materials used in belt chutes, beyond high abrasion resistance, should also have sufficient strength to dynamic loads. operation tests have shown that the best combination of the above demands meet the steel cladded wear plates with high resistant overlay. wstęp pge kwb turów należy do najstarszych, a zarazem najtrudniejszych pod względem eksploatacyjnym, odkrywkowych kopalń węgla brunatnego w polsce. wcześniejsze pokłady węgla zalegały kilkadziesiąt metrów pod powierzchnią ziemi i aby je wydobyć, wystarczyło usunąć niewielką ilość nadkładu. po wielu latach eksploatacji podstawowym złożem stał się węgiel zalegający na dużej głębokości, dostępny pod warstwą trudno urabialnego nadkładu, którego stosunek do węgla zwiększył się z 1÷1,4 (w latach 80.) do 1÷6 obecnie, powodując zarazem zwiększone zużycie elementów maszyn. warunkiem uzyskania zadowalających efektów techniczno-ekonomicznych w eksploatacji kopalni odkrywkowej jest dokładna znajomość cech technologicznych, czynników warunkujących przebieg procesu roboczego oraz czynników zakłócających ten proces. podstawowy proces technologiczny eksploatacji odkrywkowej w zakresie usuwania nadkładu i skał płonnych obejmuje: urabianie, transport i zwałowanie. do realizacji tego procesu wykorzystuje się: koparki, przenośniki taśmowe i zwałowarki (układ ktz). roczny czas pracy maszyny podstawowej wynosi 2÷4,5 tys. h, a więc maszyny te są eksploatowane bardzo intensywnie. często występujące skrajnie trudne warunki pracy znacznie przyśpieszają proces degradacji układu transportu urobku. trwałość projektowa maszyn podstawowych jest bardzo duża – wynosi 30÷50 lat. zapewnienie tak dużej trwałości konstrukcji nośnej realizowane jest w oparciu o rozbudowany system norm obejmujących projektowanie, wykonawstwo i ograniczenia eksploatacyjne [1]. nie opracowano jak dotąd podstaw normalizacyjnych określających wymagania dla elementów podlegających zużyciu ściernemu. zużywanie 74 przegląd spawalnictwa 10/2011 elementów i zespołów konstrukcji pracujących w warunkach tarcia i obciążeń zmiennych (często o charakterze udarowym) stanowi od lat jeden z głównych problemów eksploatacyjnych maszyn górnictwa odkrywkowego. dominującym procesem zniszczenia takich elementów jak: zęby, czerpaki, zsuwnie, przesypy, ogniwa gąsienicowe, są procesy ujmowane w trybologii jako zużywanie ścierne. elementy te podlegają częstym gruntownym remontom lub całkowitej wymianie, istotnie wpływa na koszty eksploatacyjne. cechy środowiska wywołującego zużywanie elementów koparek i zwałowarek są determinowane przez naturę, czyli są w praktyce nieregulowalne. dlatego działania zmierzające do optymalizacji tych elementów muszą być skupione na doskonaleniu rozwiązań konstrukcyjnych i materiałowych [2]. szczególną funkcję do spełnienia mają inżynierowie spawalnicy, gdyż właśnie technologie spawalnicze zapewniają najmniejsze koszty produkcji i eksploatacji. wśród rozwiązań wykorzystujących technologie spawalnicze intensywnie rozwija się wytwarzanie i zastosowanie trudnościeralnych płyt napawanych, które chronią przed intensywnym zużyciem ściernym. nie tylko udoskonala się procesy wytwarzania takich płyt, ale poszukuje się również materiałów na napoiny o optymalnych właściwościach przeciwściernych. próby eksploatacyjne z użyciem materiałów odpornych na ścieranie w 2000 r. została wprowadzona do eksploatacji w kwb turów zwałowarka zgot 11500, której duża wydajność przełożyła się bezpośrednio na intensywne zużycie ścierne elementów lejów przesypowych. zamontowane przez producenta wykładziny wykonane ze stali 35sg nie zapewniały przebiegów międzynaprawczych. aby uniknąć postojów awaryjnych na wymianę zużytych wykładzin, rozpoczęto poszukiwania innego rozwiązania. prowadzono próby eksploatacyjne z zastosowaniem materiałów takich jak: stale stopowe, żeliwa, tworzywa sztuczne, ceramika oraz płyty napawane. obiecująco zapowiadały się płyty wykonane ze stali martenzytycznej hardox 400 i hardox 500. w próbie eksploatacyjnej zamocowano je za pomocą spoin sczepnych w leju koła czerpakowego koparki kwk 1500s, w bezpośrednim sąsiedztwie płyt napawanych. okazało się, że w strefie wpływu ciepła występuje (odmiennie niż przy spawaniu wszystkich dotychczasowych materiałów konstrukcyjnych) spadek twardości nawet do 50% w porównaniu ze stanem dostawy, przy bardzo dobrych właściwościach pozostałej części. zwiększone zużycie ścierne na krawędziach płyt (porównywalne ze stalą s355jr) dyskwalifikuje je przy tym sposobie mocowania, koniecznym w większości zastosowań (rys. 1) [3]. w latach dziewięćdziesiątych ubiegłego wieku odbyły się próby eksploatacyjne z zastosowaniem płyt żeliwnych, odpornych na ścieranie i do pracy w podwyższonej temperaturze, zamontowanych na zsuwni stałej leja koła czerpakowego. właściwości żeliwa uniemożliwiły bezpośrednie mocowanie płyt techniką spawania. dlatego też płyty umieszczono w specjalnie wykonanych ramach i umocowano je za pomocą nitów, a następnie bezpośrednio przyspawano do zsuwni. płyty wykazały bardzo dobrą odporność na ścieranie, natomiast przy dużych obciążeniach dynamicznych następowały liczne pęknięcia i wykruszenia (rys. 2). w 2010 r. w kwb turów przeprowadzono próby z użyciem wykładzin lejów wykonanych z tworzyw sztucznych, z powodzeniem stosowanych w urządzeniach przesypowych kopalni węgla kamiennego. zaletą wykładzin jest ich mała masa oraz odporność na przywieranie urobku w warunkach zimowych. rys. 1. zużycie po 565 h – wyraźne zużycie płyty hardox (nr 3) w strefie wpływu ciepła [3] fig. 1. wear after 565 hours – visible wear of a hardox (no. 3) plate in the heat affected zone [3] rys. 2. uszkodzenia płyt żeliwnych [4] fig. 2. damage of cast iron plates [4] 75przegląd spawalnictwa 10/2011 mocowanie było możliwe tylko przy zastosowaniu połączeń śrubowych, a uniemożliwiało ich zastosowanie w większości przypadków. bardzo duże zużycie ścierne wykładzin z tworzyw sztucznych w stosunku do dotychczas używanych materiałów dyskwalifikuje zasadność dalszych prób. w przeszłości podjęto również próby zastosowania wykładzin ceramicznych zsuwni lejów. bardzo dobre właściwości przeciwścierne ceramiki nie idą niestety w parze z odpornością na obciążenia dynamiczne – następowało ich całkowite zniszczenie w kontakcie ze skałą zawartą w urobku. w kwb turów w 2000 r. podjęto próby zastosowania płyt stalowych z napoiną trudnościeralną w lejach przesypowych nowo wybudowanej zwałowarki o wydajności 11 500 m3/h. trwałość tych płyt okazała się trzykrotnie większa od wykładzin wykonanych ze stali 35sg, powszechnie stosowanych wówczas w elementach maszyn podstawowych i przenośników taśmowych poddanych zużyciu ściernemu. dobre wyniki próby spowodowały powszechne zastosowanie tego rozwiązania we wszystkich lejach przesypowych maszyn podstawowych kwb turów. płyty z napoiną trudnościeralną wykonywane są przez pokrycie łatwo spawalnej blachy nośnej warstwą odporną na zużycie. swoje właściwości zawdzięczają one występowaniu w strukturze warstwy wierzchniej twardych węglików chromu typu m7c3 [4]. doświadczenia zdobyte przez wiele lat eksploatacji płyt z napoiną trudnościeralną skłoniły służby techniczne kopalni do podjęcia próby z zastosowaniem ich w częściach wirujących przesypów koparek, takich jak bęben odbojowy. przed podjęciem ostatecznej decyzji o eksperymencie dokonano szczegółowej analizy obciążeń. zasadnicza różnica to zdecydowanie większe obciążenia dynamiczne powodowane wysokością, z jakiej struga urobku uderza w poszycie bębna, mogące powodować pęknięcia i wykruszenia napoiny. bęben odbojowy, o średnicy 1020 mm, w części środkowej jest zabudowany w przesypie centralnym koparek kwk 1500s. jak nazwa wskazuje, ma on za zadanie przyjęcie uderzenia strugi urobku z przenośnika podającego z wysokości ok. 5 m. ruch obrotowy bębna ma też nadać kierunek oraz prędkość początkową transportowanej strudze urobku. zabezpieczenie bębna odbojowego przed zużyciem ściernym było realizowane za pomocą okładzin ze stali s355jr. największe zużycie ścierne okładzin bębna odbojowego występuje w części środkowej walca oraz na styku elementów stożkowych z walcem (rys. 3). w poprzednim rozwiązaniu konieczna była pracochłonna wymiana wszystkich elementów poszycia bębna. opracowana dokumentacja uwzględnia możliwość wymiany tylko zużytych części przez zastosowanie 24 elementów napawanych w części walcowej oraz 32 w częściach stożkowych (rys. 4). zastosowano także blachę gruntową, chroniącą zasadniczą konstrukcję bębna przed zniszczeniem podczas wymiany okładzin. doświadczalne wykładziny bębna odbojowego wykonano techniką dwuwarstwowego napawania blachy gruntowej s355jr. przekrój poprzeczny blachy gruntowej wynosi 8 mm, a napoin 2x4 mm. próby wykonane z użyciem nowych wykładzin bębna odbojowego wykazały zwiększoną trwałość w stosunku do wykładzin bez napoiny: – 3-krotnie części środkowej walca, – 4-krotnie części skrajnych walca, – 7-krotnie części stożkowych. podczas eksploatacji wystąpiły wykruszenia napoiny podczas urabiania rumoszu i zakamienionego urobku. tego typu uszkodzenia ze względu na pozostałą blachę gruntową nie kwalifikowały wykładzin do natychmiastowej wymiany i w większości przypadków pozwalały na wymianę podczas najbliższego remontu planowego koparki. rys. 3. zużyta okładzina po 1200 h pracy fig. 3. lining worn after 1200 hours of operation rys. 4. bęben odbojowy z doświadczalnymi okładzinami trudnościeralnymi fig. 4. impact drum with experimental lining made of cladded wear plates 76 przegląd spawalnictwa 10/2011 podsumowanie współczesne tendencje rozwojowe w budowie maszyn i urządzeń zakładają coraz większe osiągi, co pociąga za sobą intensyfikację procesów zużycia i degradacji maszyn. doświadczenia i próby z różnego rodzaju materiałami odpornymi na zużycie ścierne pozwoliły na zakwalifikowanie ich do grup przydatnych oraz nieznajdujących zastosowania w kwb turów. ceramika, pomimo dużej odporności na ścieranie, okazała się kompletnym fiaskiem ze względu na minimalną odporność na obciążenia dynamiczne. dobre wyniki uzyskane w kopalniach dołowych węgla kamiennego z użyciem tworzyw sztucznych okazały się niewystarczające w kontakcie z nadkładem w kwb turów. próby przeprowadzone z płytkami wykonanymi z żeliwa odpornego na ścieranie potwierdziły jego przydatność, ale tylko w przypadku urobku niezawierającego dużych kamieni, skał itp. bardzo obiecująco wypadły próby z zastosowaniem stali hardox 400 i hardox 500, gdzie potwierdzono ich bardzo dobre właściwości przeciwścierne, lecz ujawnił się problem utraty właściwości w strefach wpływu ciepła. literatura [1] kowalczyk m.: podstawy normowe projektowania ustrojów nośnych maszyn podstawowych górnictwa odkrywkowego, problemy maszyn roboczych nr 8/1997. [2] babiarz s., dudek d.: kronika awarii i katastrof maszyn podstawowych w polskim górnictwie odkrywkowym, oficyna wydawnicza politechniki wrocławskiej, wrocław 2007. najlepszym z dotychczasowych rozwiązań w kwb turów okazały się płyty z napoiną trudnościeralną. uzyskano bardzo dobre właściwości przeciwcierne oraz zadowalającą odporność na obciążenia dynamiczne, podczas gdy przy zastosowaniu innych materiałów jedna z wymienionych cech okazywała się niewystarczająca. zaskakująco dobre wyniki uzyskane przy zastosowaniu tych płyt jako okładziny bębna odbojowego potwierdzają zasadność ich stosowania. podstawowym problemem występującym w płytach napawanych jest skłonność do pękania i odpadania napoiny od warstwy podkładowej. również zmniejszenie grubości blachy gruntowej, a co za tym idzie możliwość zwiększenia grubości napoiny, wpłynęłoby na zwiększenie trwałości wykładzin. jest to możliwe do zrealizowania przy uzyskaniu odpowiedniej pierwszej warstwy napoiny (strefy buforowej) oraz zastosowaniu trzeciej warstwy napoiny – niestosowanej w tych rozwiązaniach ze względu na kruchość całej napoiny. [3] cegiel l., konat ł., pawłowski t., pękalski g.: stale hardox – nowe generacje materiałów konstrukcyjnych maszyn górnictwa odkrywkowego. węgiel brunatny nr 3/56, bogatynia 2006. [4] mucha t.: zastosowanie napawanych płyt trudnościeralnych w naprawach części maszyn górnictwa odkrywkowego, praca magisterska, wrocław 2009. mamy przyjemność zaprosić państwa do uczestnictwa w 53. krajowej naukowo-technicznej konferencji spawalniczej pt. „nowe kierunki w procesach spajania i cięcia metali” organizowanej w dniach 12 14 października 2011 r. w poznaniu przez: simp – sekcja spawalnicza oddział w poznaniu technika spawalnicza poznań rywal rhc spółka z o.o. w warszawie w programie m.in.: • referaty z robotyki procesów spajania i cięcia • prezentacja nowych technologii i materiałów • referaty techniczne dotyczące m.in: – konstrukcji stalowej stadionu miejskiego w poznaniu – konstrukcji iglicy stadionu narodowego w warszawie • wyjazdy techniczne – volkswagen poznań – stadion miejski • wystawa urządzeń i sprzętu • pokazy robotów ! zarezerwuj sobie czas ! w celu uzyskania szczegółowych informacji prosimy o kontakt: miroslaw.nowak@techspaw.com.pl andrzej.wisniewski@techspaw.com.pl ryszard.andrzejewski@techspaw.com.pl ryszard.wesolowski@rywal.com.pl k.ptak@taskoprojekt.com.pl tel.: 602 118 401 tel.: 602 118 404 tel.: 602 603 313 tel.: 609 061 311 tel.: 691 865 598 patronat honorowy: patronat medialny: 201509_pspaw.pdf 43przegląd spawalnictwa vol. 87  9/2015 kwalifikowanie napawania warstw trudnościeralnych pracujących w warunkach przemysłu cementowego qualifying of hardfacing surfacing layers operating under conditions of the cement industry dr inż robert bęczkowski, dr inż. marek gucwa, – politechnika częstochowska. autor korespondencyjny/corresponding author: rbeczkowski@spaw.pcz.pl streszczenie w pracy przedstawiono wyniki badań nad napoinami trudnościeralnymi przeznaczonymi do pracy w warunkach przemysłu cementowego. głównym celem pracy była próba wykonania pełnego kwalifikowania procesu napawania półautomatycznego zgodnie z wymaganiami pn en iso 15614-7 przy wykorzystaniu drutu dającego twardości sięgające do 60 hrc warstwy wierzchniej w jednym przejściu o ściegu szerokim na 10 i 20 mm. następnie próbki poddano badaniom nieniszczącym to jest badaniom wizualnym i penetracyjnym oraz badaniom niszczącym w postaci badań metalograficznych makroskopowych i mikroskopowych, badaniu twardości. zastosowanie niniejszej normy nie daje możliwości akceptacji kwalifikowania technologii napawania z wykorzystaniem materiałów dających bardzo twarde warstwy wierzchnie zawierające w swojej strukturze wydzielenia węglikowe. słowa kluczowe: napoiny trudnościeralne, drut proszkowy, pn en iso 15614-7, kwalifikowanie, napawanie abstract the paper presents results of research on surface hard wearing designed to work in the cement industry. the main objective of the study was to perform a full qualification semiautomatic welding process in accordance with the requirements of pn en iso 15614-7 using a wire giving a hardness of up to 60 hrc surface layer in a single pass with a bead wide for 10 and 20 mm. the samples were then subjected to non-destructive testing is testing and visual and liquid penetrant testing destructive testing in the form of macroscopic and microscopic metallographic, hardness test. application of this standard does not allow acceptance of qualification of welding technology using materials with a very hard outer layer containing in its structure separating carbide. keywords: hardfacing, cored wire, pn en iso 15614-7, qualification, surfacing weld wstęp analizując przyczyny zużycia w przemyśle możemy stwierdzić, że największy udział ok. 50% wszystkich ubytków następuje w wyniku zużycia ściernego, około 15% przypada na zużycie adhezyjne, a szacowany udział zużycia erozyjnego i frettingu wynosi po 8%, korozja stanowi około 5%, a pozostałe 14% możemy przypisać połączonemu oddziaływaniu kilku procesów. w wybranych przypadkach nawet przy braku jakiejkolwiek eksploatacji, części zapakowane i składowane na magazynie mogą ulec zużyciu w wyniku starzenia samorzutnego, który w zależności od czasu przechowywania i temperatury działającej na dany przedmiot prowadzi do utraty właściwości założonych podczas procesu produkcji. wypadkową zużycia tworzy wiele czynników. najważniejsze z nich przedstawiono na diagramie ischikawy (rys. 1). proces produkcji cementu można podzielić na kilka głównych operacji technologicznych. kolejno można wyróżnić etapy wydobycia i transportu surowca, kruszenie i wstępna robert bęczkowski, marek gucwa rys. 1. czynniki wpływające na zużycie fig. 1. factors influencing on wear środowisko warunki obciążenie twardość powierzchnia zużycie wartość zmienne stałe udarowe obróbka mechaniczna struktura warstwy perwencyjne rodzaj materiału stan jakość zabezpieczenie czynniki konstrukcyjne czynniki technologiczne ciecze temperatura czas gazy ciała stałe toczenie metal ślizganie minerał homogenizacja, mielenie, wypał klinkieru oraz magazynowanie i konfekcjonowanie gotowego surowca. każdy z tych etapów posiada specyficzne warunki pracy, a co za tym idzie różne mechanizmy zużycia. z głównych czynników zużycia 44 przegląd spawalnictwa vol. 87 9/2015 możemy wyróżnić procesy zużycia ściernego, adhezyjnego, poprzez łuszczenie, zużycia wywołanego udarem oraz występującego na skutek pracy w wysokich temperaturach. mając z jednej strony warunki pracy i zużycia, z drugiej strony stawiamy wszelkiego rodzaju czynniki, które dają możliwość poprawy żywotności części maszyn i urządzeń. o sposobach i technologiach stosowanych w tym zakresie decydują uwarunkowania technologiczne, użytkowe oraz ekonomiczne poszczególnych części, podzespołów, czy też całych zespołów maszyn lub urządzeń. szeroką gamę procesów powodujących zużycie oraz metod używanych w naprawach bądź w prewencji możemy zaobserwować w maszynach i urządzeniach wykorzystywanych przy wszystkich etapach produkcji cementu. pracujące urządzenia narażone są na czynniki powodujące zużycie różnego rodzaju. jednakże do wydłużenia eksploatacji lub przywróceniu funkcjonalności poszczególnych elementów wchodzących w skład linii produkcyjnych stosuje się różnego typu technologie spawalnicze, z których najpowszechniejsze jest napawanie. w zależności od warunków pracy stosuje się określone zasady jakimi należy się kierować przy wyborze materiału dodatkowego i metody regeneracji, czy prewencji, tak by podjęte działania były zarówno uzasadnione technologicznie jak i ekonomicznie. jednakże z racji, iż proces spawania i procesy pokrewne są kwalifikowane jako procesy specjalne istnieje konieczność zweryfikowania zastosowanych technologii według przyjętych standardów. w przypadku napawania za taki standard można uznać pn en iso 15614-7. jednakże zastosowanie tej normy w przypadku warstw trudnościeralnych niesie za sobą pewne trudności opisane w dalszej części artykułu. na etapie przygotowania surowca w przypadku wydobycia, transportu, kruszenia i homogenizacji mamy do czynienia przede wszystkim ze zużyciem ściernym, które jest wynikiem tarcia pracujących powierzchni maszyn i urządzeń o przerabiane materiały. ma to miejsce w przypadku elementów załadowczych koparek zrywających kamień z pokładów, przesypów przenośników taśmowych, wnętrz kruszarek młotkowych, przenośników, czy przesiewaczy rolkowych, gdzie dominującym procesem jest zużycie ścierne. aby efektywnie poprawić trwałość elementów maszyn pracujących na działach surowcowych narażonych na ścieranie typu metal minerał stosujemy napawanie prewencyjne bądź technologiczne materiałami dającymi napoiny wysoce odporne na zużycie, zawierające węgliki pierwotne o zorientowanym w przestrzeni rozkładzie faz twardych, lub płyty o charakterystycznym ściegu napoin podnoszącym odporność na zużycie erozyjne, zawierających fazy o twardości 1500÷3000 hv w warstwach wierzchnich warstwy napawanej. w kolejnym etapie produkcji gdzie następuje przemiał surowca na mąkę największym czynnikiem zużycia stanowi zużycie ścierne do którego dochodzi temperatura dochodząca 300 ºc oraz gazy piecowe potęgujące zużycie korozyjne. trwałość w tych warunkach powierzchni narażonych na intensywne działanie materiału zwiększamy tak jak uprzednio stosując wszelkiego rodzaju blachy kompozytowe, napawanie prewencyjne oraz regeneracyjne z wykorzystaniem materiałów dodatkowych pozwalających uzyskać struktury z twardymi wydzieleniami węglikowymi. w następnym etapie wypału klinkieru, zawierający przygotowanie surowców do pieców obrotowych z wieżami wymienników oraz składami klinkieru. w tym etapie zużycie ścierne będzie nadal na pierwszym miejscu, lecz ze względu na występowanie wysokich temperatur, dużych przepływów gazów piecowych oraz wysokich obciążeń, występują tu także inne rodzaje zużycia jak: łuszczenie na skutek wysokich temperatur, udar oraz w wyniku korozji. na następnym etapie wypalony klinkier jest mielony wraz z dodatkami dając produkt końcowy. także tutaj udział zużycia ściernego typu metal-materiał jest wciąż największy. klinkier i jego drobne frakcje są materiałem o dużej twardości, działają więc erozyjne na elementy urządzeń, z którymi ma kontakt jak typowe ścierniwo, dlatego też przesypy, koryta transporterów, łopatki wirników wentylatorów wykonuje się z blach kompozytowych o twardościach dochodzących do 68 hrc i zdolności zachowania swych właściwości do temperatury 600 ºc. niezależnie od możliwości jakie dają nam nowoczesne materiały poprawiające właściwości powierzchni zużycie występuje, a co za tym idzie występują koszty związane z eksploatacją, dlatego najbardziej ekonomiczne jest wyeliminowanie z pary trącej elementu urządzenia. w niektórych przypadkach jest to możliwe tak jak przy transporcie klinkieru we wszelkiego rodzaju zsypach, korytach, stołach przenośników, gdzie poprzez kratki zatrzymujące materiał na uzyskujemy warstwę buforową, a parę tracą stanowi tylko materiał przenoszony. ostatnim etapem technologii produkcji jest konfekcjonowanie i transport, gdzie udział materiałów polepszających właściwości powierzchni narażonych na różne formy zużycia jest najmniejszy. na podstawie podziałów podanych w powyższym dziale można stwierdzić, że nowoczesne materiały dodatkowe do napawania na stałe wpisują się w taką gałąź przemysłu cementowego, zwłaszcza przy produkcji wyrażanej w milionach ton. [1÷8] metodyka badań do prób napawania przeprowadzonych według wymagań pn en iso 15614-7 wykorzystano materiał podstawowy w gatunku s235jr o grubości 10 mm, który napawano w pozycji pa metodą półautomatyczną w osłonie mieszanki m24 drutem rdzeniowym o średnicy 1,6 mm dającym możliwość uzyskania w warstwie wierzchniej wydzieleń węglikowych w osnowie niklowo borowo krzemowej pozwalających uzyskać twardości rzędu 500÷600hv. przebieg procesu przedstawiono na rysunku 2. do procesu napawania zastosowano parametry źródła prądu stałego w zakresie natężenia 130÷150a, napięcia 26÷27v z wykorzystaniem biegunowości dodatniej. [2] a) b) rys. 2. etapy procesu napawania: a) przygotowanie, b) po napawaniu [2] fig. 2. surface welding process steps: a) preparation, b) after surface welding [2] 45przegląd spawalnictwa vol. 87  9/2015 do celów porównawczych wykonano dwie próbki, które wykonano z zmienną szerokością ściegu odpowiednio 10 i 20 mm. obie próbki zostały pokryte napoiną o wymiarach 200x160 mm i średniej grubości 5 mm. następnie wykonane próbki poddano wymaganym badaniom nieniszczącym to jest wizualnym i penetracyjnym oraz wykonano badania niszczące w zakresie badań: makroskopowych, mikroskopowych oraz twardości. a) b) rys. 3. napoiny po badaniach vt (widoczne pęknięcia): a) szerokość ściegu 20 mm, b) szerokość ściegu 10 mm [2] fig. 3. surfacing weld after visual testing (visible cracks): a) bead width 20 mm, b) bead width 10 mm [2] analiza wyników w przypadku badań wizualnych określono niezgodności występujące na powierzchni napoiny przedstawionych na rysunku 3, gdzie wyraźne pęknięcia zaznaczono strzałkami. w wyniku badań penetracyjnych potwierdzono niezgodności zaobserwowane podczas badań wizualnych i określono ich nasilenie (rys. 4). na rysunku 4a widać, iż próbka wykonana ściegiem o szerokości 10mm wykazuje się większą skłonnością do powstawania pęknięć. przeprowadzone badania metalograficzne makroskopowe pokazują równomierne wtopienie (rys. 5), a badania mikroskopowe dają obraz struktur uzyskanych w próbach napawania nad linią wtopienia (rys. 6) oraz pod linią wtopienia w materiale rodzimym (rys. 7). a) b) rys. 4. wskazania poprzecznych pęknięć napoin, a) szerokość ściegu 10 mm, b) szerokość ściegu 20 mm [2] fig. 4. indications of transverse cracks in surfacing welds: a) bead width 10 mm, b) bead width 20 mm [2] rys. 5. widok próbki makroskopowej fig. 5. view macroscopic sample a) a) rys. 6. struktury napoin nad linią wtopienia: a) szerokość ściegu 20 mm, b) szerokość ściegu 10 mm fig. 6. the structures surfacing welds above line of fusion: a) bead width 20 mm, b) bead width 10 mm 46 przegląd spawalnictwa vol. 87 9/2015 rys. 7. struktury materiału rodzimego pod linią wtopienia: a) szerokość ściegu 20 mm, b) szerokość ściegu 10 mm fig. 7. the structures parent material under line of fusion: a) bead width 20 mm, b) bead width 10 mm badanie twardości pozwala stwierdzić, iż uzyskujemy twardości deklarowane przez producenta już w pierwszej warstwie napoiny w zakresie 510÷560hv10. zaobserwowano pojedyncze wskazania sięgające nawet powyżej 1000hv10 występujące na próbce o szerokości ściegu 20 mm. analiza twardości w materiale rodzimym daje akceptowalne wyniki na poziomie 130÷140hv10. w strefie wpływu ciepła odczyty twardości mieszczą się w zakresie 148÷156hv10. wnioski zastosowanie pn en iso 15614-7 do kwalifikowania technologii napawania nie pozwala na dopuszczenie napoin do eksploatacji ze względu na niezgodności zaobserwowane i zidentyfikowane w badaniach wizualnych oraz potwierdzone w badaniach penetracyjnych. badania makroskopowe dają wynik pozytywny. w przypadku analizy twardości materiału podstawowego nie daje negatywnych wyników. na próbkach z badań mikroskopowych (rys. 7) można zauważyć różnicę w wielkości ziarna spowodowanego większym przegrzaniem materiału przy wykorzystaniu ściegu o szerokości 20 mm. uzyskane twardości napoin są zgodne z deklaracjami producenta drutu. jednakże dla ściegu o szerokości 20 mm obserwuje się średnio większe o 10% twardości niż dla napoin uzyskanych przy zastosowaniu wąskich ściegów (10 mm). dla płyty napawanej szerokim ściegiem 20 mm uzyskano większe wydzielenia twardych faz w napoinie. literatura [1] pn en iso 15614-7 specyfikacja i kwalifikowanie technologii spawania metali-badanie technologii spawania-część 7 : napawanie. [2] t. paczyński; wybrane aspekty napawania nowoczesnymi materiałami dodatkowymi, politechnika częstochowska, częstochowa 2015. [3] m. gucwa, r. bęczkowski, odporność na erozyjne zużycie strumieniowe napoin wykonanych drutem proszkowym samo osłonowym przy kącie padania ścierniwa 60°, przegląd spawalnictwa, 10/2011. [4] r. bęczkowski, właściwości wykładzin trudnościeralnych stosowanych na elementy przesypowe wykonane techniką napawania drutem rdzeniowym”, politechnika częstochowska, częstochowa 2007. [5] s. wawak, zarządzanie jakością-teoria i praktyka. helion, gliwice 2006. [6] leszek a. dobrzański, podstawy nauki o materiałach i metaloznawstwo, wnt, gliwice –warszawa 2002. [7] m. hebda, a. wachal, trybologia, wnt, warszawa 1980. [8] s. peukert, cementy powszechnego użytku i specjalne -podstawy produkcji, właściwości i zastosowanie, stowarzyszenie producentów cementu, kraków 2000. 200701_pspaw przegląd spawalnictwa 1/2007 9 streszczenie stocznia szczecińska nowa sp. z o.o. we współpracy z politechnika szczecińską realizowała w latach 2004–2005 projekt, którego przedmiotem było opracowanie i wdrożenie technologii zautomatyzowanego i zmechanizowanego spawania złączy teowych ze spoinami czołowymi konstrukcji zbiorników ładunkowych ze stali duplex występujących w statkach–chemikaliowcach budowanych w stoczni szczecińskiej nowa sp. z o.o., na etapie budowy kadłuba na pochylni. zautomatyzowanie i zmechanizowanie spawania złączy teowych miało wpływ na zwiększenie jakości wykonania złączy i obniżenie kosztów produkcji statku. w artykule przedstawiono najważniejsze aspekty wdrożenia. abstract szczecin shipyard new in co-operation with technical university of szczecin was realizing during years 2004-2005 purposeful project which main aim was developing and implementation of mechanized and automatic welding of tee joints with butt welds of cargo tanks from duplex steel in chemical tankers which are building in szczecin shipyard, during the assembly stage of hull building on the slipway. mechanized and automated of tee joints welding had an influence on improvement quality of the joints and decrease building costs. this article presents the most important aspects of implementation. wstęp spawanie złączy teowych z pełnym przetopem w warunkach montażu w stoczni okazało się zadaniem bardzo trudnym w aspekcie mechanizacji i automatyzacji. automatyzacja i mechanizacja procesów spawania stali duplex na tym etapie (spawania na pochylni) wymagała opracowania bardzo ścisłych i wąskich tolerancji dotyczących: geometrii rowka spawalniczego, parametrów spawania, parametrów sterowania pracą automatów. statki–chemikaliowce serii b588-iii (budowane w stoczni szczecińskiej nowa sp. z o.o.) o konstrukcji zbiorników ładunkowych wykonanych ze stali austenityczno-ferrytycznych typu duplex wymagają zastosowania najbardziej nowoczesnych i wyspecjalizowanych technologii spawania. w połączeniach montażowych gotowych sekcji i bloków na pochylni oraz na placach przedpochylniowych głównym problemem wykonawczym jest występowanie wysokich naprężeń, które mogą powodować makro lub mikropęknięcia. wymagania dotyczące wykonania połączeń spawanych (zarówno ze stali duplex jak i stali niskowęglowych i niskostopowych) wymagane przez armatora opierają się na wytycznych zawartych w publikacji nr 47 (recommendation no 47-1996, rev. 1 august 1999) dotyczącej standardu jakości w budowie i naprawie nowo–budowanych konstrukcji okrętowych (shipbuilding and repair quality standard – part a) opracowanej przez międzynarodowe stowarzyszenie towarzystw klasyfi kacyjnych (iacs – international association of classifi cation societies) oraz normie zakładowej nr b588-iii/t100-2 pn. „spawanie kadłuba” i zapisach kontraktowych. natomiast wymagania dotyczące jakości połączeń spawanych określone są przez instytucję nadzorującą budowę jednostek serii b588iii: towarzystwo klasyfi kacyjne det norske veritas (dnv) i wynikają spawanie zmechanizowane i zautomatyzowane złączy teowych ze spoinami czołowymi zbiorników ładunkowych ze stali duplex w statkach-chemikaliowcach budowanych w stoczni szczecińskiej nowa mechanized and automatic welding of tee joints with butt welds of cargo tanks from duplex steel in chemical tankers which are building in szczecin shipyard jerzy nowacki maciej urbański piotr zając z przepisów dnv (dnv: rules for classifi cation of ships, newbuildings, material and welding. part 2 chapter 3 – welding, january 1996) oraz z polskiej normy pn-en 25817: wytyczne do określania poziomów jakości wg niezgodności spawalniczych, a zebrane są w instrukcji nr b588-iii/tt083-1x3–ndt plan for ships b588-iii/3 & next. celem przewodnim projektu było spełnienie wyżej wymienionych wymagań, równocześnie mając na uwadze konieczność zmniejszenia kosztów budowy jednostek serii b588-iii wynikających głównie z niekorzystnej zmiany cen składników stopowych (głównie niklu), które wpływają w znacznym stopniu na wzrost ceny materiałów podstawowych (blachy) oraz niekorzystnej relacji europejskiego euro do amerykańskiego dolara. na bazie opracowanych założeń i wymagań dotyczących funkcji użytkowych automatów spawalniczych zaprojektowano i wybudowano nowe automaty oraz zmodernizowano istniejące. ograniczona produkcja światowa tego typu statków wynikająca z barier konstrukcyjno-materiałowo-technologicznych zatrzymywała do tej pory rozszerzenie obszaru automatyzacji i mechanizacji procesów spawania, który zwykle ograniczano do etapów łatwo podatnych na automatyzację (np. spawanie sekcji płaskich i usztywnień na etapie prefabrykacji). projekt swoim zasięgiem objął obszary dotąd zarezerwowane dla wyłącznie spawania półautomatycznego. automatyzacja i mechanizacja spawania blach nierdzewnych typu duplex jest wysoko zaawansowaną i wyspecjalizowaną technologią. konstrukcja statku wymaga zastosowania szeregu skomplikowanych połączeń spawalniczych blach i kształtowników o zróżnicowanej grubości od kilku do kilkudziesięciu milimetrów (głównie w zakresie od 8 do 32 mm) wynikających z dużych ciężarów i wymiarów, ograniczonego miejsca manipulacji oraz warunków zewnętrznych. prace spawalnicze wykonywane są w wyjątkowo trudnych warunkach, a ich efekty, czyli jakość wykonanych spoin musi być bardzo wysoka i spełniać wymagane kryteria. konsekwencją tych wymagań było, oprócz wykonania badań, uzyskanie certyfi katów towarzystw prof. dr hab. inż. jerzy nowacki, mgr inż. piotr zając – politechnika szczecińska, mgr inż. maciej urbański – stocznia szczecińska nowa. przegląd spawalnictwa 1/200710 kwalifi kacyjnych dopuszczających do stosowania zaprojektowane połączenia. opracowano procedury spawalnicze wps i uzyskano akceptację towarzystwa klasyfi kacyjnego (dnv) technologii spawania zautomatyzowanego metodą fcaw, saw przy wykorzystaniu metody wysokowydajnej stali duplex połączeń konstrukcji zbiorników ładunkowych w warunkach stoczni szczecińskiej nowa sp. z o.o. przeprowadzono zgodnie z obowiązująca procedurą próby dopuszczeniowe technologii spawania zmechanizowanego i automatycznego. opracowano raporty z prób (wpqt), które podlegały zatwierdzeniu przez towarzystwo klasyfi kacyjne dnv. na podstawie otrzymanych akceptacji opracowano szczegółowe procedury spawalnicze wps, które podlegały zatwierdzeniu przez dnv i armatora. wdrożono produkcyjnie technologię spawania zmechanizowanego i zautomatyzowanego złączy teowych konstrukcji zbiorników ładunkowych statków–chemikaliowców w warunkach stoczni szczecińskiej nowa sp. z o.o. dla niżej wytypowanych węzłów konstrukcyjnych zbiorników ładunkowych kadłuba statków–chemikaliowców serii b588-iii. w dalszej części pracy dokonano charakterystyki wybranych węzłów spawanych. połączenie na styku grodzi wzdłużnych-burtowych (gwb) do pokładu głównego (pg) dotychczas tego rodzaju połączenie – złącze jednorodne stali duplex ze stalą duplex wykonywane było dopiero na etapie montażu na pochylni w pozycji pd-pc. po przeprowadzonej analizie, wykonanych próbach i badaniach uzyskano akceptacją spawania tego rodzaju połączenia już na etapie przedmontażu na placach przed pochylniowych (rys. 1, rys. 2). opracowano, zatwierdzono i wdrożono technologię spawania zmechanizowanego i automatycznego w pozycji podolnej (pa) złączy tego rodzaju, stosując geometrię przygotowania rowka spawalniczego tj. ukosowania blachy na „½ v” wg poniższych wariantów: warstwa przetopowa wykonywana półautomatycznie drutem proszkowym na okrągłych podkładkach ceramicznych. warstwy wypełniające wykonywane w sposób automatyczny metodą saw (rys. 3). warstwa przetopowa wykonywana przy zastosowaniu automatu do spawania metodą wysokowydajną fcaw lub półautomatycznie drutem proszkowym na okrągłych podkładkach ceramicznych. warstwy wypełniające wykonywane przy zastosowaniu automatu do spawania metodą wysokowydajną fcaw (rys. 4). na rysunku 5. przedstawiono wygląd lica wykonanych spoin: a) i b) w sposób automatyczny metodą saw, c) i d) w sposób zmechanizowany metodą wysokowydajną fcaw. tak dobrana kombinacja parametrów materiałowo-technologiczno-spawalniczych pozwoliła na uzyskanie bardzo wysokiej wydajności w porównaniu ze spawaniem półautomatycznym. – – rys. 1. widok połączenia grodzi wzdłużnej-burtowej (gwb) do pokładu głównego (pg) przygotowanej do spawania zmechanizowanego w pozycji poziomej (pa), gdzie:1 – gródź wzdłużna burtowa (gwb), 2 – fragment pokładu głównego (pg) rys. 2. spawanie warstw wypełniających automatycznie metodą saw rys. 3. schemat spawania automatycznego metodą saw złącza teowego w pozycji pa, gdzie: 1 – warstwa przetopowa wykonywana drutem proszkowym na okrągłej podkładce ceramicznej, (2-n)i – warstwy wypełniające i licowa wykonywane metodą saw z i strony, (1-n)ii – spoina pachwinowa wykonywana drutem proszkowym z ii strony, a – okrągła podkładka ceramiczna rys. 4. schemat spawania zmechanizowanego metodą wysokowydajną fcaw złącza teowego w pozycji pa, gdzie: 1 – warstwa przetopowa wykonywana na okrągłej podkładce ceramicznej, (2-n)i – warstwy: wypełniające i licowa wykonywane metodą wysokowydajną fcaw (1-n)ii – spoina pachwinowa wykonywana drutem proszkowym z ii strony, a – okrągła podkładka ceramiczna a) d) b) c) rys. 5. wygląd lic spoin: a), b) wykonanych w sposób automatyczny metodą saw; c), d) wykonanych w sposób zmechanizowany metodą wysokowydajną fcaw przegląd spawalnictwa 1/2007 11 połączenie na styku grodzi poprzecznych-falistych (gpf) do dna wewnętrznego (dw), które jest złączem jednorodnym tj. połączeniem stali duplex ze stalą duplex połączenie to stanowi złącze teowe ze spoiną czołową z pełnym przetopem, które jest wykonywane na etapie montażu na pochylni w pozycji podolno-naściennej (pb-pc) – rys. 6. w ramach przeprowadzonych prób i badań opracowano, zoptymalizowano, zatwierdzono i wdrożono produkcyjnie technologię spawania zmechanizowanego i automatycznego tego rozwiązania w pozycji pb-pc przy geometrii przygotowania rowka do spawania na „k symetryczne” wg założonych poniższych wariantów: spawanie warstwy przetopowej półautomatycznie drutem proszkowym na okrągłych podkładkach ceramicznych. spawanie warstw wypełniających z obu stron złącza automatycznie metodą saw (rys. 7). w wyniku przeprowadzonych wielu prób optymalizacyjnych spawania przy różnej konfi guracji parametrów prądowo-technologiczno-materiałowych stwierdzono, że nie ma możliwości wykonywania całej spoiny dla takiego rodzaju złącza (spawanego w pozycji pb-pc) za jednym przejściem automatu, gdyż tak wykonane warstwy charakteryzowały by się złą jakością, a wykonane badania potwierdziły zaleganie wtrąceń żużlowych. pomimo zastosowania technologii spawania łukiem krytym, spoina musi być podzielona na poszczególne warstwy, tj. warstwy wypełniające oraz warstwa licowa, które składają się z określonej ilości ściegów, znacznie mniejszej niż w przypadku spawania półautomatycznego, ale zależnej od konkretnej geometrii rowka spawalniczego (dla większej geometrii – większego odstępu progowego większa ilość warstw). na rysunku 8. przedstawiono wygląd prawidłowo wykonanej spoiny w pozycji pb-pc przy zastosowaniu automatu do spawania metodą saw. przeprowadzone próby i badania udowodniły, że opracowana technologia spawania tego rodzaju złączy metodą wysokowydajną fcaw, przy zastosowaniu specjalnej techniki spawania pozwala na uzyskanie ilości ściegów zbliżonej jak przy spawaniu automatycznym saw i znacznie mniejszej niż w przypadku spawania ręcznego czy półautomatycznego. spawanie warstwy przetopowej półautomatycznie drutem proszkowym na okrągłych podkładkach ceramicznych oraz spawanie zmechanizowane z obu stron przy wykorzystaniu metody wysokowydajnej fcaw (rys. 9). na rysunku 10. przedstawiono wygląd lica spoiny wykonanego tą metodą. – – rys. 6. widok połączenia grodzi poprzecznej-falistej (gpf) do dna wewnętrznego (dw), gdzie: 1 – gródź poprzeczna-falista (gpf), 2 – dno wewnętrzne (dw) rys. 7. schemat złącza spawanego automatycznie metodą saw, gdzie: 1 – warstwa przetopowa wykonywana drutem proszkowym na okrągłej podkładce ceramicznej, (2-n)i – ściegi warstw wypełniającej i licowej wykonywane metodą saw z i strony, (1-n)ii – ściegi warstw graniowej, wypełniającej i licowej wykonywane metodą saw z ii strony, a –okrągła podkładka ceramiczna rys. 8. lico spoiny wykonane w pozycji pb-pc automatycznie metodą saw rys. 9. schemat złącza spawanego w sposób zmechanizowany przy wykorzystaniu metody wysokowydajnej fcaw, gdzie: 1 – warstwa przetopowa wykonywana na okrągłej podkładce ceramicznej, (2-n)i – warstwy: wypełniające i licowa wykonywane metodą wysokowydajną fcaw z i strony, (1-n)ii – warstwy: wypełniające i licowa wykonywane metodą wysokowydajną fcaw z ii strony, a – okrągła podkładka ceramiczna rys. 10. lico spoiny wykonane w pozycji pb-pc w sposób zmechanizowany metodą wysokowydajną fcaw rys. 11. automatyczne spawanie warstw wypełniających z obu stron złącza metodą saw przegląd spawalnictwa 1/200712 połączenie na styku grodzi wzdłużnych-koferdamowych (gwk) do dna wewnętrznego (dw), które jest złączem jednorodnym tj. połączeniem stali duplex ze stalą duplex połączenie to stanowi złącze teowe ze spoiną czołową z pełnym przetopem, które jest wykonywane na etapie montażu na pochylni w pozycji podolno-naściennej (pb-pc) – rys. 12. w ramach przeprowadzonych prób i badań opracowano, zatwierdzono i wdrożono produkcyjnie technologię spawania zmechanizowanego i automatycznego tego rozwiązania w pozycji pb-pc przy geometrii przygotowania rowka do spawania na „½v” wg założonych poniższych wariantów: spawanie warstwy przetopowej półautomatycznie drutem proszkowym na okrągłych podkładkach ceramicznych. spawanie ściegów warstwy wypełniającej i licowej od strony ukosowanej złącza automatycznie metodą saw (rys. 13). na rysunku 14. przedstawiono wygląd prawidłowo wykonanej spoiny w pozycji pb-pc przy zastosowaniu automatu do spawania metodą saw. spawanie warstwy przetopowej półautomatycznie drutem proszkowym na okrągłych podkładkach ceramicznych oraz spawanie zmechanizowane przy wykorzystaniu metody wysokowydajnej fcaw (rys. 15). na rysunku 16. przedstawiono wygląd lica spoiny wykonanego tą metodą. – – rys. 12. połączenie grodzi wzdłużnej-koferdamowej (gwk) do dna wewnętrznego (dw), gdzie: 1 – gródź wzdłużna-kofer damowa (gwk), 2 – dno wewnętrzne (dw) rys. 13. schemat złącza spawanego automatycznie metodą saw, gdzie: 1 – warstwa przetopowa wykonywana drutem proszkowym na okrągłej podkładce ceramicznej, (2-n)i – ściegi warstw wypełniającej i licowej wykonywane metodą saw z i strony, (1-n)ii – spoina pachwinowa wykonywana drutem proszkowym z ii strony, a – okrągła podkładka ceramiczna rys. 14. lico spoiny wykonane w pozycji pb-pc automatycznie metodą saw rys. 15. schemat złącza spawanego w sposób zmechanizowany przy wykorzystaniu metody wysokowydajnej fcaw, gdzie: 1 – warstwa przetopowa wykonywana na okrągłej podkładce ceramicznej, (2-n)i – warstwy: wypełniające i licowa wykonywane metodą wysokowydajną fcaw z i strony, (1-n)ii – spoina pachwinowa wykonywana z ii strony, a – okrągła podkładka ceramiczna rys. 16. spawanie warstw wypełniających z obu stron złącza w sposób zmechanizowany automatem bugo-matic rys. 17. fragment lica spoiny wykonanego w pozycji pb-pc w sposób zmechanizowany automatem bugo-matic połączenie na styku grodzi wzdłużnych-koferdamowych (gwk) z pokładem głównym (pg) złącza tego rodzaju wykonywane są na etapie montażu na pochylni w pozycji spawania naścienno-pułapowej (pd-pc) – rys. 18. geometria rowka spawalniczego, ze względu na grubość blachy ukosowanej do 15 mm zakłada ukosowanie na „½ v”. opracowano technologię spawania zmechanizowanego tego rodzaju połączeń w następującym zakresie: wykonywanie warstwy przetopowej na okrągłych podkładkach ceramicznych. wyniki przeprowadzonych badań modelowych i testowych w czasie produkcji wykazały konieczność wykonywania tej warstwy w sposób półautomatyczny. wykonywanie warstw wypełniających i warstwy licowej z pierwszej strony złącza w sposób zmechanizowany drutem proszkowym przy zastosowaniu automatu typu bugo-matic. opracowano oryginalny sposób prowadzenia końcówki palnika, polegający na wykonywaniu ruchu zakosowego o zmiennej trajektorii. taki sposób umożliwia wykonanie jakościowe połączeń. na rys. 19 przedstawiono schematycznie kolejność układania poszczególnych ściegów spoiny, a na rys. 20 wygląd wykonanego lica przy zastosowaniu automatu bugo-matic. – – rys. 18. widok grodzi wzdłużnej koferdamowej (gwk) wraz z fragmentem pokładu (pg), gdzie: 1 – gródź koferdamowa wzdłużna, 2 – pokład główny z widocznymi zamontowanymi usztywnieniami i rzędu przegląd spawalnictwa 1/2007 13 rys. 19. schemat spawania zmechanizowanego złącza teowego w pozycji pd-pc przy zastosowaniu automatu typu bugo-matic, gdzie: (1-n)i – warstwy: przetopowa, wypełniające i licowa, (1-n)ii – spoina pachwinowa (druga strona złącza), a – okrągła podkładka ceramiczna rys. 20. fragment lica spoiny wykonanej w pozycji pd-pc w sposób zmechanizowany automatem typu bugo-matic (fragment połączenia gwk z pg) rys. 21. spawanie warstw wypełniających w sposób zmechanizowany automatem bugo-matic rys. 22. fragment lica spoiny wykonanego w pozycji pd-pc w sposób zmechanizowany automatem bugo-matic połączenia na styku grodzi poprzecznych-falistych (gpf) z pokładem głównym (pg) ze względu na grubość blach połączenia te (rys. 24) przygotowywane są z geometrią rowka „½ v”. na podstawie przeprowadzonych prób i badań opracowano optymalną technologię spawania tego rodzaju złączy, która polega na: wykonywaniu warstwy przetopowej na okrągłych podkładkach ceramicznych półautomatycznie metodą fcaw. wykonywaniu warstw wypełniających i warstw licowych z obu stron złącza w sposób zmechanizowany drutem proszkowym przy zastosowaniu automatu typu bugo-matic. na rysunku 24. przedstawiono schematycznie kolejność układania poszczególnych ściegów spoiny, a na rysunku 25. wygląd wykonanego lica przy zastosowaniu automatu bugo-matic. – – rys. 23. widok grodzi poprzecznej falistej (gpf) wraz z fragmentem pokładu (pg), gdzie: 1 – gródź falista poprzeczna, 2 – pokład główny z zamontowanymi usztywnieniami i i ii rzędu. rys. 24. schemat spawania zmechanizowanego złącza teowego w pozycji pd-pc przy zastosowaniu automatu typu bugo-matic, gdzie: (1-n)i – warstwy: przetopowa, wypełniające i licowa, (1-n)ii – spoina pachwinowa (druga strona złącza), a – okrągła podkładka ceramiczna podsumowanie głównym celem prac rozwojowych było wdrożenie zautomatyzowanej i zmechanizowanej technologii spawania dla uzyskania wysokiej jakości i powtarzalności wyników. do głównych efektów wdrożenia technologii zautomatyzowanego i zmechanizowanego spawania zaliczyć można: podwyższenie jakości wykonywanych połączeń spawanych, zmniejszenie kosztów całkowitych budowy statków, rozszerzenie zamówienia o budowę kolejnych dwóch jednostek dla obecnego armatora, polepszenie warunków pracy, humanizacja miejsc pracy oraz wysoka specjalizacja pracowników. dzięki automatyzacji i mechanizacji procesów spawania stocznia szczecińska nowa sp. z o.o. staje się bardziej atrakcyjna dla armatorów, staje się przedsiębiorstwem o stabilnej pozycji na rynku dając bezpieczeństwo socjalne zatrudnionym pracownikom i ich rodzinom, przeciwdziała bezrobociu. poprzez zmniejszenie zakresu prac w warunkach szkodliwych prace przy budowie statku stają się mniejszym zagrożeniem dla zdrowia zatrudnionych pracowników. – – – li te ra tu ra [1] sprawozdanie z realizacji projektu celowego nr 6 t08 2004 c/6366 dostępne w biurze zarządzania projektami badawczo-rozwojowymi stoczni szczecińskiej nowa sp. z o.o. [2] recommendation no 47-1996, rev. 1 august 1999, shipbuilding and repair quality standard – part a, opracowane przez iacs – international association of classification societies. [3] norma zakładowa stoczni szczecińskiej nowa nr b588-iii/t100-2 pn. „spawanie kadłuba”. [4] przepisy dnv: rules for classification of ships, newbuildings, material and welding. part 2 chapter 3 – welding, january 1996. [5] pn-en 25817: wytyczne do określania poziomów jakości wg niezgodności spawalniczych, [6] instrukcja nr b588-iii/tt083-1x3 pn: „ndt plan for ships b588-iii/3 & next”. [7] nowacki j.: problemy spawania stali duplex w budowie statków do transportu chemikaliów, „przegląd spawalnictwa”, 9–10 (2003). [8] nowacki j., dąbrowski a., łukojć a.: gazy osłonowe w spawaniu orbitalnym tig rur ze stali duplex uns s1803, „przegląd spawalnictwa”, 1 (2003). [9] nowacki j., rybicki p.: wpływ gazu osłonowego na geometrię napoin wykonywanych metodą fcaw na stali duplex uns s31803, „przegląd spawalnictwa”, 2-3(2005). rys. 25. wygląd lica spawanego w sposób zmechanizowany w pozycji pd-pc (fragment połączenia gpf z pg) rys. 26. spawanie warstw wypełniających w sposób zmechanizowany automatem bugo-matic rys. 27. fragment lica spoiny wykonanego w pozycji pd-pc w sposób zmechanizowany automatem bugo-matic 201105_pspaw 2 przegląd spawalnictwa 5/2011 jerzy łabanowski maria głowacka wysokotemperaturowa trwałość stali i złączy spawanych w środowisku spalin high-temperature life of steel and welded joints  in the flue gases environment dr hab. inż. jerzy łabanowski, prof. nadzw. pg, dr maria głowacka – politechnika gdańska. streszczenie badano przyczyny zróżnicowanej trwałości eksploatacyjnej dwóch osłon palników generatorów gazów obojętnych. przeprowadzono badania materiałowe: analizę chemiczną, badania metalograficzne i mikroanalizę warstw wierzchnich. wykazały one, że osłona, która uległa zniszczeniu po ok. 40 h eksploatacji generatora, była wykonana ze stali niestopowej, a osłona, która przepracowała ponad 6 miesięcy i uległa przepaleniu w obszarze połączenia spawanego, była wyprodukowana ze stali austenitycznej. stwierdzono, że w miejscu przepalenia stężenie siarki było wyższe niż poza nim, co wskazuje na łatwiejsze wnikanie siarki do spoiny. w celu podwyższenia odporności na korozję wysokotemperaturową z udziałem związków siarki zaleca się zweryfikować dobór gatunku stali np. przez zastosowanie żaroodpornych stali austenitycznych z dodatkiem metali ziem rzadkich wiążących siarkę, tworząc cienkie, dobrze przylegające warstewki na powierzchni stali. abstract different causes of lifetime of shields of two inert gases burners generators were studied. investigations of materials, chemical analysis, metallography and microanalysis studies of surface layers were carried out. they showed that the shield destroyed after about 40 h of the generator work was made of steel alloy, and the shield which worked for over 6 months and burned-through in the welded joint was made of austenitic steel. it was found that at the burning sulfur concentration was higher than outside, which points to easier penetration of sulfur into the weld. in order to increase the high temperature corrosion resistance with the sulfur fraction it is advisable to verify the selection of steel, e.g. by using heat-resistant austenitic steel with rare earth metals sulfur binding, creating a thin, well adherent film on the steel surface. wstęp rozwój materiałów żaroodpornych i żarowytrzymałych podyktowany jest dążeniem do poprawy parametrów operacyjnych procesów, a także polepszania trwałości eksploatacyjnej urządzeń. w grupie żaroodpornych stali austenitycznych istotne zmiany polegają na modyfikacji składu chemicznego, jak wzrost udziału niklu [1÷3], stosowanie mikrododatków pierwiastków ziem rzadkich [2÷7], czy też modyfikacja budowy warstwy wierzchniej, w wyniku np. implantacji jonów [5]. działania te wynikają z faktu, że żaroodporność tworzywa metalicznego jest funkcją właściwości ochronnych zgorzeliny, która zależy od składu chemicznego, struktury (zwartości, stopnia zdefektowania), przyczepności do podłoża metalu, plastyczności i wytrzymałości na szok termiczny. wysokotemperaturowe środowisko korozyjne spalin stawia wysokie wymagania stalom w przypadku jednoczesnego oddziaływania tlenu i siarki [1]. w stalach żaroodpornych poza dodatkiem chromu stosuje się aluminium i krzem, które mając większe powinowactwo do tlenu niż żelazo, przechodzą do zgorzeliny, tworząc tam odpowiednio cr2o3, al2o3 i sio2. tlenki te mają wyjątkowo małą ilość defektów o małej ruchliwości i z tego wynikają dobre właściwości ochronne tych zgorzelin. natomiast poprawę przyczepności zgorzelin do podłoża można uzyskać przez wprowadzenie do stali niewielkich dodatków metali ziem rzadkich – głównie ceru. zwiększa on kilkakrotnie odporność stali na korozję, przy udziale większym od ok. 0,03% [2÷7]. cer, z uwagi na silne powinowactwo do siarki, dodawany w niewielkiej ilości wpływa na efektywne usuwanie rozpuszczonej siarki przez związanie jej 3przegląd spawalnictwa 5/2011 w związek ce2o2s [4]. wprowadzone gatunki żaroodpornych stali austenitycznych z udziałem ceru mogą w praktyce skutecznie zwiększyć trwałość elementów urządzeń pracujących w warunkach korozji tlenowosiarkowej [8]. w dostępnej literaturze informacje na ten temat są jednak nieliczne – dominują wyniki badań laboratoryjnych. w artykule przedstawiono przyczyny niskiej trwałości osłon palników generatorów gazów obojętnych oraz podano wytyczne doboru materiałów o większej trwałości na ten element generatora. badania własne przeprowadzono badania materiałowe stali zastosowanych do produkcji osłon palników w generatorze gazów obojętnych. zasadę działania generatora przedstawiono na rysunku 1. cylindryczna osłona palnika wykonana jako element spawany z blachy nie jest chłodzona w czasie pracy urządzenia i może nagrzewać się do temperatury powyżej 1000°c. badania obejmowały: analizę składu chemicznego stali, badania metalograficzne i mikroanalizę warstw wierzchnich osłon. badano dwie osłony palników: osłonę 1, która uległa przepaleniu po 40 h pracy oraz osłonę 2 eksploatowaną przez ok. 6 miesięcy. próbki do badań pobrano ze zniszczonych osłon palników z miejsc, które uległy przepaleniu (rys. 2). analizę składu chemicznego materiału osłon przeprowadzono na spektrometrze optycznym. wyniki badań w postaci wartości średniej z czterech pomiarów przedstawione w tablicy i wykazały, że osłona 1 była wykonana ze stali niestopowej, a osłona 2 ze stali wysokostopowej chromowo-niklowej, zbliżonej do gatunku x8crni25-21 wg pn-en 10095:2002. badanie powierzchni przekroju osłony 1 wykazało prawie całkowite utlenienie ścianki, tylko małe fragmenty miały charakter metaliczny. obserwacja powierzchni przekroju osłony 2 wykazała, że warstwa wierzchnia z obu stron była oddzielona od wnętrza blachy przez strefę porowatą (rys. 3). obserwacja mikrostruktury osłony 2 na mikroskopie świetlnym wykazała, że przepalenie osłony nastąpiło w spoinie. stwierdzono zróżnicowaną strukturę w obszarze spoiny; duże, jasne węgliki na granicach austenitu (rys. 4a), poza tym obszarem austenit z drobnodyspersyjnymi wydzieleniami (rys. 4b). rys. 1. zasada działania generatora gazów obojętnych fig. 1. schematic principle of inert gas generator tablica i. analiza chemiczna osłon 1 i 2 oraz wymagania dotyczące składu chemicznego dla stali x8crni25-21 table i. results of the chemical composition analysis of 1 and 2 shields and the chemical composition requirements for x8crni25-21 steel oznaczenia skład chemiczny, % mas. c si mn p s cr ni inne osłona 1 0,10 0,22 0,73 0,021 0,039 0,022 0,008 al – 0,036 osłona 2 0,069 1,73 1,07 0,002 0,039 22,7 18,8 mo – 0,16; ti – 0,050; cu – 0,16; nb – 0,01 stal x8crni25-21 ≤ 0,10 ≤ 1,50 ≤ 2,00 ≤ 0,045 ≤ 0,015 24,0 26,0 19,0 22,0 n ≤ 0,11 rys. 2. widok przepalonej osłony 1 palnika fig. 2. burned-through shield 1 of burner rys. 3. przekrój przez przepaloną osłonę 2 palnika. zgład nietrawiony. zaznaczono miejsca analizy eds; i – spoina, ii – materiał rodzimy fig. 3. cross-section of the burned-through no. 2 shield of burner. non-etched metallographic specimen. the places of eds analysis indicated: i – weld, ii – base material a) b) rys. 4. mikrostruktura: a) w miejscu przepalenia osłony, b) poza obszarem przepalenia fig. 4. the microstructure of shield: a) in the burned-through area, b) out of burned-through area a) b) 4 przegląd spawalnictwa 5/2011 wyniki mikroanalizy rentgenowskiej eds warstw wierzchnich i środka dwóch osłon przedstawiono w tablicach ii i iii. badanie potwierdziło, że osłona 1 wykonana była ze stali niestopowej, a w jej warstwie wierzchniej zwiększył się udział krzemu i siarki w stosunku do środka osłony, podobnie jak w osłonie 2, wykonanej ze stali stopowej cr-ni. dodatkowo w osłonie 2 wykonano mikroanalizę składu chemicznego warstwy wierzchniej w miejscu przepalenia i w jej najbliższym otoczeniu, badając powierzchnię na przekroju osłony o wymiarach 50 x 300 μm wskazanych na rysunku 3a. z uzyskanych widm dla stali w miejscu przepalenia i dla materiału przyległego odczytano maksymalną liczbę zliczeń dla siarki w stosunku do żelaza, w zaznaczonych pikach, co daje możliwość porównania ilościowego stężenia siarki w tych miejscach próbki (rys. 5). uzyskano odpowiednio w miejscu przepalenia (rys. 5a): fe/s = 1578/272 = 5,8, a dla materiału przyległego (rys. 5b): fe/s = 1491/113 = 13,2. tablica iii. mikroanaliza składu chemicznego osłony 2 table iii. the results of chemical composition microanalysis of 2 shield miejsce pomiaru skład chemiczny, % mas. o si s mn cr ni fe warstwa wierzchnia 6,72 6,37 4,02 0,09 18,61 30,56 reszta środek osłony – 2,24 0,03 1,60 25,63 19,60 reszta tablica ii. mikroanaliza składu chemicznego osłony 1 table ii. the results of chemical composition microanalysis of 1 shield miejsce pomiaru skład chemiczny, % mas. o si s mn fe warstwa wierzchnia 7,93 1,08 1,39 0,84 reszta środek osłony – 0,30 0,03 0,94 reszta rys. 5. wynik mikroanalizy blachy w strefie przypowierzchniowej, w miejscu: a) przepalenia, b) przyległym do miejsca przepalenia. wysokość zaznaczonych pików siarki i żelaza odpowiada odczytanej liczbie zliczeń dla tych pierwiastków fig. 5. the microanalysis results of close to surface area, in the place of: a) burning-through, b) close to burning-through. the high of sulfur and iron picks meet the count number of them. podsumowanie na podstawie uzyskanych wyników badań można stwierdzić, że zniszczona po ok. 40 h eksploatacji osłona palnika generatora gazów obojętnych wykonana została ze stali niestopowej, czego dowiodły wyniki analizy chemicznej przeprowadzonej na spektrometrze optycznym i wyniki mikroanalizy przedstawione w tablicach i i ii. stal ta nie nadaje się do pracy w warunkach korozji chemicznej w wysokiej temperaturze i została prawdopodobnie użyta omyłkowo. przykład ten wskazuje, jak szybko może ulec degradacji stal niestopowa w warunkach intensywnego utleniania i ataku korozji siarkowej. trwałość osłony 2 wykonanej ze stali austenitycznej chromowo-niklowej zbliżonej do gatunku x8crni25-21(1.4845) wg pn-en 10095:2002 była znacznie wyższa, i umożliwiła pracę urządzenia przez 6 miesięcy. badanie warstw wierzchnich osłon za pomocą mikroanalizy eds wykazało znacznie podwyższoną zawartość siarki i krzemu w stosunku do środka osłony. w osłonie 2 udział siarki osiągnął 4,0%, a krzemu 6,3% (tabl. iii). wysoka zawartość siarki jest wynikiem oddziaływania środowiska pracy – gazów spalinowych i dowodzi, że stal uległa korozji siarkowej w wysokiej temperaturze. krzem natomiast wskutek zdolności tworzenia warstewek ochronnych spełnił rolę przeciwdziałającą utlenianiu stali. także wynik mikroanalizy warstw wierzchnich stali niestopowej potwierdza, że środowisko pracy osłony palnika zawierało związki siarki, bo po stosunkowo krótkim okresie eksploatacji (40 h) stężenie siarki przy powierzchni stali wyniosło ok. 1,4% (tabl. ii). korozja siarkowa jest z reguły bardziej niebezpieczna niż korozja tlenowa i powoduje szybkie zniszczenie stali. dodatkowo połączenie spawane może być miejscem podatnym na niszczenie, jak w przypadku badanej osłony 2 palnika. mikroanaliza warstw wierzchnich wykazała bowiem w obszarze spoiny większy udział siarki niż w przyległym materiale rodzimym, co może być spowodowane łatwiejszym wnikaniem siarki do warstwy wierzchniej spoiny o charakterystycznej budowie dendrytycznej i o większej rozciągłości granic ziarn niż materiale rodzimym. stale austenityczne typu 25-20, szeroko stosowane w praktyce, często nie mogą spełnić wymagań trwałości podczas eksploatacji w temperaturze powyżej 800°c. do pracy w tych warunkach preferowane są obecnie stale zawierające dodatki 5przegląd spawalnictwa 5/2011 literatura [1] mrowiec s., werber t.: nowoczesne materiały żaroodporne. wyd. 2. wnt, warszawa 1982. [2] blicharski m.: inżynieria materiałowa. stal. wnt, warszawa 2004. [3] hernas a.: żarowytrzymałość stali i stopów. wyd. politechniki śląskiej, 1999. [4] watanabe y., kain v., tonozuka t., shoji t., koonodo, masuyama f.: effect of ce addition on the senitization properties of stainless steels, scripta materialia 42/2000, s. 307-312. [5] becker p., panasko m., young d.j.: cyclic oxidation of heat resisting steels, oxidation of metals, vol. 64, nos. 516, 12/2005, s. 281-301. stopowe pierwiastków ziem rzadkich, a zwłaszcza ceru [2÷7]. cer podwyższa odporność korozyjną stali przez blokowanie migracji siarki na granicy tlenek-osnowa, zwiększając działanie ochronne warstewek tlenkowych. efektywne stężenie ceru w stali żaroodpornej wynosi 0,03%. z tego względu w normie pn-en 10088-1: 2007 „stale odporne na korozję” wprowadzono cztery gatunki stali austenitycznych z udziałem tego pierwiastka: x9crnisince21-11-2 (1.4835), x6nicrnbce32-27 (1.4877), x6crnisince19-10 (1.4818), x6nicrsince35-25 (1.4854). od tych stali należy oczekiwać znacznego wzrostu trwałości eksploatacyjnej części tablica iv. druty lite do spawania stali austenitycznych z dodatkiem metali ziem rzadkich [8] table 4. solid wires for welding of austenitic steel with rare earth metals [8] oznaczenie skład chemiczny, % mas. właściwości mechaniczne stopiwa w temp. pokojowej temp.* °ccmax si mn cr ni n inne rp0,2, rm, mpa a5, % hb, max 153matm 0,05 1,30 0,6 18,5 9,5 0,15 ce 290 700 40 210 1150 253ma® 0,09 1,60 0,6 21,0 10,0 0,17 ce 440 680 38 210 1150 353ma® 0,05 0,85 1,6 27,5 35,0 0,15 ce 320 590 43 210 1175 * maksymalna temperatura pracy w powietrzu urządzeń pracujących w warunkach korozji tlenowo-siarkowej. do spawania stali żaroodpornych z udziałem ceru zaleca się stosowanie metody mma oraz tig/mig w osłonie czystego argonu. skład chemiczny materiału dodatkowego do spawania powinien odpowiadać składowi spawanych stali. przykłady drutów litych (avesta welding) do spawania stali austenitycznych z cerem podano w tablicy iv. są to: dla stali x6crnisince19-10 – drut 153 matm, dla x9crnisince21-11-2 – drut 253ma®, a dla x6nicrsince35-25 (1.4854) – 353ma®. [6] perez f.j., otero e., sierro m.p., gomez c., podraza f., de segovia j.l., roman e.: high temperature protection of austenitic aisi 304 stainless steel by si, mo and ce ion implantation, surface and coating technology, 108-109 (1998), pp. 127-131. [7] laha k., kyono j., sasaki t., kishimoto s., shinya n.: improved creep strength and creep dictility of type 347 austenitic stainless steel through the self-healing effect of boron for creep cavitation, metalurgical and materials trans. a, vol. 36a. 2/2005, s. 399-409. [8] www.outokumpu.com/stainless krajewski sławomir, nowacki jerzy mikrostruktura i właściwości stali o wysokiej wytrzymałości ahss streszczenie dokonano charakterystyki nowych stali o wysokiej wytrzymałości ahss na podstawie analizy danych źródłowych. zaprezentowano składy chemiczne i właściwości mechaniczne grup tych stali. stale o wysokiej wytrzymałości coraz częściej używane są w przemyśle motoryzacyjnym oraz w budowie ciężkich maszyn. właściwości mechaniczne i ciągliwość tych stali pozwalają na projektowanie coraz to lżejszych i bardziej wytrzymałych konstrukcji o dotąd nieosiągalnych możliwościach. spawalność stali ahss jest dobra. dzięki prostemu składowi chemicznemu i małej liczbie dodatków stopowych możliwość doboru metody i parametrów spawania jest szeroka i dotyczy zarówno zgrzewania, jak i spawania metodami mma, gta i gma. referat wygłoszony na x szczecińskim seminarium spawalniczym 2 czerwca 2011 r. i opublikowany zostanie w numerze 7/2011. zapowiedź wydawnicza 201201_pspaw.pdf 10 przegląd spawalnictwa 1/2012 paweł zbroja aneta ziewiec edmund tasak skłonność do pęknięć gorących austenitycznej stali super 304h przeznaczonej do pracy w podwyższonej temperaturze hot crack sensitivity of super 304h austenitic steel  for work at increased temperature inż. paweł zbroja, dr inż. aneta ziewiec, prof. dr hab. inż. edmund tasak – akademia górniczohutnicza, kraków. streszczenie w pracy przedstawiono wyniki badań skłonności do pęknięć gorących austenitycznej stali super 304h przeznaczonej do pracy w wysokiej temperaturze. stal została poddana próbie transvarestraint, a wyniki tej próby zostały porównane z wynikami próby transvarestraint dla stali 304. ustalono, że stal super 304h wykazuje bardzo dużą skłonność do pęknięć zarówno krystalizacyjnych, jak i segregacyjnych. ponadto w wysokotemperaturowej strefie wpływu ciepła stwierdzono uszkodzenia granic ziaren o charakterze pęknięć gorących. abstract the paper presents results of hot crack sensitivity of super 304h austenitic steel designed for work at increased temperature. steel has been put to the transvarestraint test. the results of this test were compared with the results of tests for steel 304. it was found that the steel super 304h is highly sensitive to crystalline and segregation crack. in addition, high temperature heat-affected zone were damaged grain boundaries of a hot cracks. wstęp zapotrzebowanie na energię elektryczną na świecie ciągle wzrasta i jest bezpośrednio związane z rozwojem gospodarczym państw, produkcją przemysłową, energochłonnością oraz zarządzeniem energią. prognozy zużycia energii elektrycznej do 2020 r. przedstawiono na rysunku 1. aby zagwarantować bezpieczeństwo energetyczne kraju, w którym elektrownie oparte są na spalaniu surowców kopalnych, niezbędne jest ciągłe udoskonalanie oraz zwiększanie sprawności urządzeń energetycznych. zadanie to może być zrealizowane przez stosowanie coraz nowocześniejszych stali i stopów, które umożliwią podniesienie parametrów pracy kotłów i zapewnią bezpieczną oraz bezawaryjną pracę przez długi czas [1]. do wysokotemperaturowych części kotłów w zakresie temperatury pracy powyżej 600oc stosuje się stale austenityczne i stopy niklu. niestety konwencjonalna stal 304 (wg pn-en 10088-1, x5crni 18-10) nie spełnia tych wymagań ze względu na zbyt niską odporność na pełzanie. jedną z najnowocześniejszych stali stosowanych obecnie w przemyśle energetycznym, przeznaczoną do pracy w wysokiej temperaturze jest rys. 1. prognozy zużycia energii elektrycznej do 2020 r. [1] fig. 1. forecasts of electricity consumption by 2020 [1] 11przegląd spawalnictwa 1/2012 stal super 304h (x10crnicunb 18-9-3, nr 1.4907). przez dodanie do składu chemicznego stali 3% miedzi, zwiększenie zawartości węgla oraz dodatku niobu i azotu, podniosła się odporność na pełzanie, a co za tym idzie, możliwość pracy w wysokiej temperaturze. dodatek miedzi i niobu powoduje znaczne zwiększenie odporności na naprężenia rozciągające w wyniku utwardzenia wydzieleniowego związkami niobu i fazą ε zawierającą 92% miedzi. duża zawartość chromu oraz utwardzenie wydzieleniowe powodują, że stal ta charakteryzuje się bardzo dobrą odpornością na korozję wysokotemperaturową oraz bardzo dobrą odpornością na pełzanie, szczególnie w zakresie temperatury 580÷640oc. na rysunku 2 przedstawiono wytrzymałość na pełzanie po 100 000 h stali ferrytycznych, austenitycznych oraz stopów niklu. odporność na wysoką temperaturę jest jednym z najważniejszych wymagań, jakie stawia się wobec rur kotłowych. podstawowym problemem spawalności stali austenitycznych jest ich skłonność do pęknięć gorących. stal super 304h jest stalą czysto austenityczną, zatem podjęto próbę określenia skłonności do pęknięć gorących tego materiału. technologiczną próbą, która pozwala określić wpływ odkształceń na skłonność do pęknięć gorących materiału spawanego i materiałów dodatkowych, jest próba varestraint i transvarestraint. charakteryzuje się ona dużą prostotą wykonania oraz ekonomicznością. pozwala określić wpływ zarówno poszczególnych procesów, jak i parametrów spawania, na tworzenie się pęknięć gorących. badania wykonywane są na próbkach o wymiarach 220x50xg mm (gdzie: g – grubość materiału), które przetapia się bez materiału dodatkowego lub wykonuje napoinę. schemat urządzenia oraz zasadę działania przedstawiono na rysunku 3. podczas dojścia łuku do punktu a sterowane pneumatycznie jarzmo zgina próbkę w dół, odtwarzając krzywiznę górnej powierzchni wymiennego bloku matrycowego b. do obliczenia wielkości odkształcenia skrajnych włókien próbki wykorzystuje się zależność: ε = g/2r gdzie: g – grubość próbki, mm; r – promień krzywizny górnej płaszczyzny bloku matrycowego, mm. zmieniając bloki matrycowe o różnych promieniach, możemy zmieniać wielkość odkształcenia. podczas wykonywania próby pod wpływem wywołanych odkształceń pojawiają się pęknięcia w napoinie lub obszarze przyspoinowym materiału rodzimego. w celu uzyskania oceny technologicznej wytrzymałości materiału należy określić: – minimalne odkształcenie konieczne do wywołania pęknięcia, tzw. próg pękania, – sumaryczną długość wszystkich pęknięć, – maksymalną długość pęknięcia. pierwsze dwa kryteria charakteryzują odporność metalu na powstawanie pęknięć gorących, trzecie natomiast określa zakres kruchości wysokotemperaturowej. wadą tej metody jest to, że odkształceniu ulega nie tylko metal napoiny, ale również materiał rodzimy, co pogarsza dokładność wyników. próbę varestraint charakteryzuje to, że pęknięcia gorące usytuowane są prostopadle do kierunku spawania. w praktyce natomiast częściej spotyka się pęknięcia gorące usytuowane równolegle do kierunku spawania. dlatego próba ta została zmodyfikowana tak, aby naprężenia rozciągające były prostopadłe do osi spoiny (próba transvarestraint). schemat przebiegu próby przedstawiono na rysunku 4. kryteria oceny są takie same jak w próbie varestraint. materiały i przebieg badań do badań wykorzystano dwie stale: super 304h oraz 304, których skład chemiczny przedstawiono w tablicy i. z tych materiałów wykonano 2 serie badań (seria a) na próbkach ze stali super 304h oraz serię badań rys. 2. wytrzymałość na pełzanie stali ferrytycznych, austenitycznych oraz stopów niklu [2] fig. 2. creep strength of ferritic steels, austenitic steels and nickel alloys [2] rys. 3. schemat próby varestraint: a) widok wzdłużny, b) widok poprzeczny [3] fig. 3. schematic diagram of varestraint test: a) longitudinal view, b) transverse view [3] rys. 4. schemat próby transvarestraint [3] fig. 4. schematic diagram of transvarestraint test [3] a) b) 12 przegląd spawalnictwa 1/2012 na próbkach ze stali 304 (seria c), które posłużyły do przeprowadzenia próby transvarestraint. podczas próby transvarestraint kolejne próbki odkształcano na blokach matrycowych o odpowiednim promieniu krzywizny górnej płaszczyzny (r = 135, 38, 30 i 17 mm). ponadto zostało wykonane samo przetopienie bez odkształcania. wymiary próbek wynosiły 220x50x4 mm. powierzchnie próbek (blach) były szlifowane papierami ściernymi w celu usunięcia wierzchniej warstwy tlenków oraz zanieczyszczeń. przygotowane w ten sposób próbki zostały wykorzystane do badań. parametry przetapiania podłoża metodą tig zostały przedstawione w tablicy ii. badania wykonano na skonstruowanym w katedrze metaloznawstwa i metalurgii proszków uniwersalnym stanowisku, na którym można przeprowadzać zarówno próbę varestraint, jak i transvarestraint (rys. 5). wyniki badań w tablicy iii zestawiono wyniki pomiarów sumarycznej i maksymalnej długości pęknięć, natomiast na rysunkach 6 i 7 przedstawiono zależność sumarycznej długości pęknięć oraz maksymalnej długości pęknięcia od wielkości przyłożonego odkształcenia. z danych przedstawionych w tablicy iii i na rysunkach 6 i 7 widać, że nawet odkształcenie poniżej 2% powoduje powstanie pęknięć gorących w spoinie stali super 304h, natomiast w stali 304 nawet ponad 11% odkształcenie nie wywołuje pękania gorącego. jest to potwierdzeniem faktu, że stale czysto austenityczne (stal super 304h), w których występuje krzepnięcie austenityczne, są bardzo skłonne do pęknięć gorących krystalizacyjnych, natomiast stale, w których występuje krzepnięcie ferrytyczne (stal 304), nie są skłonne do pęknięć [4]. po wykonaniu prób zostały przeprowadzone badania wizualne pęknięć, badania mikroskopowe tablica i. skład chemiczny (analiza wytopowa) w % masowych stali super 304h table i. chemical composition (casts study) in % by mass of super 304h steel stal zawartość pierwiastków, % masowe c si max mn max p max s max cr ni nb cu n al. b 304h 0,07 0,30 1,00 0,04 0,01 17,0-19,0 7,5-10,5 0,30-0,60 2,50-3,50 0,05-0,12 0,003-0,03 0,001-0,01 304 0,03 1,00 2,00 0,045 0,015 17,0-19,0 9,0-11,0 0,011 max tablica ii. parametry przetapiania table ii. parameters of melting parametr natężenie prądu 80 a rodzaj prądu dc średnica elektrody wolframowej 2 mm rodzaj gazu ochronnego argon natężenie gazu ochronnego 10 l/min rys. 5. stanowisko do próby transvarestraint fig. 5. the position to carry out transvarestraint test tablica iii. wyniki próby transvarestraint table iii. results of transvarestraint tests n r pr ób ki p ro m ie ń kr zy w iz ny b lo ku m at ry co w eg o, m m g ru bo ść g , m m o dk sz ta łc en ie ε, % s um ar yc zn a dł ug oś ć pę kni ęć , m m m ak sy m al na dł ug oś ć pę kni ęc ia , m m 1a 135 5 1,85 3,32 0,95 2a 38 5 6,7 4,84 1,02 3a 30 5 8,33 5,25 1,22 4a 17 5 14,71 5,42 1,46 1c 135 4 1,48 brak brak 2c 30 4 6,67 brak brak 3c 17 4 11,76 brak brak rys. 6. zależność sumarycznej długości pęknięć od odkształcenia próbek fig. 6. dependence of the total length of cracks from the strain of samples 13przegląd spawalnictwa 1/2012 powierzchni i przekroi poprzecznych oraz badania powierzchni w elektronowym mikroskopie skaningowym. przykłady wyglądu powierzchni spoiny stali 304h i 304 pokazano na rysunkach 8 i 9. pęknięcia gorące krystalizacyjne powstają w obszarze dwufazowym ciecz + austenit, a duża długość pęknięcia maksymalnego wynosząca 1,5 mm wskazuje na szeroki zakres temperatury krzepnięcia stali 304h. pęknięcia gorące na powierzchni spoiny, obserwowane w mikroskopie skaningowym, pokazano na rysunku 10. rysunek 11 przedstawia powierzchnę w strefie wpływu ciepła z widocznymi powierzchniowymi pęknięciami po granicach ziaren. aby stwierdzić, czy są to pęknięcia cienkiej warstwy tlenków, czy pęknięcia w materiale, wykonano zgłady równolegle oraz prostopadle do powierzchni próbki. przykłady pokazane na rysunkach 12 i 13 wskazują, że są to drobne pęknięcia lub uszkodzenia granic ziaren wypełnione tlenkami na głębokość porównywalną z wielkością ziarna stali (15÷20 mm). mechanizm powstawania tych pęknięć będzie wyjaśniony podczas dalszych badań. oprócz pęknięć krystalizacyjnych w spoinie i pęknięć powierzchniowych w swc, w badanej stali stwierdzono pęknięcia segregacyjne w swc, które w obecności naprężeń rozciągających przechodzą do spoiny. rys. 7. zależność maksymalnej długości pęknięć od odkształcenia próbek fig. 7. the dependence of the maximum length of the cracks from the strain of samples rys. 8. powierzchnia próbki stali super 304h z widocznymi pęknięciami krystalizacyjnymi (odkształcenie 14,7%) fig. 8. super 304h steel sample surface with visible crystalline cracks (strain 14.7%) rys. 9. powierzchnia próbki stali 304 bez pęknięć (odkształcenie 11,7%) fig. 9. 304 steel sample surface without cracks (strain 11.7%) rys. 10. pęknięcia gorące spoiny w pobliżu krateru fig. 10. hot cracks of weld near to the crater rys. 11. pęknięcia gorące po granicach ziaren w swc fig. 11. hot cracks in the grain boundaries in the haz rys. 12. uszkodzenia granic ziaren, widoczne na zgładzie wykonanym równolegle do powierzchni blachy (zgład nietrawiony) fig. 12. damage of grain boundaries visible on the metallographic specimen parallel to the surface of the plate (not etched) 14 przegląd spawalnictwa 1/2012 rys. 13. uszkodzenia granic ziaren w swc widoczne na zgładzie prostopadłym do powierzchni blachy (zgład nietrawiony) fig. 13. damage of grain boundaries in the swc visible on the metallographic specimen perpendicular to the sheet surface (not etched) rys. 14. pęknięcia segregacyjne w swc fig. 14. segregation cracks in the swc podsumowanie badania wykazały, że stal austenityczna super 304h jest skłonna do pęknięć krystalizacyjnych w spoinie oraz pęknięć segregacyjnych w swc. duża skłonność do pęknięć krystalizacyjnych jest wynikiem składu stali, w której występuje krzepnięcie austenityczne. ponadto obecność silnie segregującego na granicach ziaren niobu znacząco obniża temperaturę końca krzepnięcia, co przy znacznych odkształceniach skurczowych sprzyja pękaniu. drugim rodzajem pęknięć są pęknięcia segregacyjne powstające w strefie wpływu ciepła i rozwijające się w kierunku spoiny. ich przyczyną jest nadtapianie austenitu wokół węglików niobu i przy ponownym krzepnięciu tworzenie niskotopliwych eutektyk austenit + nbc. zmniejszenie objętości cieczy literatura [1] hernas a.: trwałość i niszczenie elementów kotłów i turbin parowych, wydawnictwo politechniki śląskiej, gliwice 2003. [2] brózda j., zeman m., pasternak j.: the first supercritical power unit in poland. weldability evaluation of new martensitic chromium steels with tungsten additions and properties of wel przy krzepnięciu i powstające odkształcenia wywołane skurczem powodują powstawanie gorących pęknięć segregacyjnych. wewnątrz pęknięć gorących resztka cieczy bogatej w niob krzepnie w postaci eutektyki. trzecim rodzajem pęknięć w strefie wpływu ciepła są powierzchniowe uszkodzenia (pęknięcia) wzdłuż granic ziaren do głębokości porównywalnej z wielkością ziarna (15÷20 mm). mechanizm ich powstawania będzie wyjaśniony w czasie dalszych badań. przeprowadzone badania wskazują, że stal super 304h może stwarzać problemy w procesie wytwarzania konstrukcji i należy mieć świadomość możliwości wystąpienia niezgodności spawalniczych, niekiedy trudnych do ujawnienia. ded joins. proceedings of the 7th liege conference, 2000, 1711-1720 (część iii). [3] tasak e., ziewiec a.: spawalność materiałów konstrukcyjnych, t.1, spawalność stali, wydawnictwo jak, kraków 2009. [4] tasak e.: metalurgia spawania, wydawnictwo jak, kraków 2008. przykłady tych pęknięć pokazano na rysunku 14. pęknięcia segregacyjne powstają przy węglikach niobu, na których zatrzymała się migrująca granica ziaren. w pobliżu węglika niobu zachodzi nadtapianie sąsiadującego z nim austenitu i powstaje ciecz bogata w niob o niskiej temperaturze krzepnięcia [4]. naprężenia powodują rozpływanie się cieczy po granicach ziaren. zmniejszenie objętości cieczy przy krzepnięciu i powstające odkształcenia wywołane skurczem powodują powstawanie pęknięć gorących, tzw. segregacyjnych. wewnątrz pęknięć gorących resztka cieczy bogatej w niob krzepnie w postaci eutektyki. wyniki prezentowanych badań zostały przedstawione w referacie pt. „spawalność stali austenitycznych, przeznaczonych do pracy w podwyższonych temperaturach” wygłoszonym przez inż. pawła zbroję na xlviii sesji studenckich kół naukowych pionu hutniczego agh 2011 w sekcji inżynieria spajania, który został wyróżniony i nagrodą. opiekun naukowy referatu – prof. dr hab. inż. edmund tasak. badania wykonano w ramach pracy statutowej nr 11.11.110.790 201301_pspaw_fi87.pdf 30 przegląd spawalnictwa 1/2013 paweł egielski ndrzej kolasa dariusz golański adeusz sarnowski ndrzej oneksiak innowacyjne rozwiązania konstrukcyjne w przemysłowych urządzeniach do automatyzacji procesów spawalniczych transfer of innovative design solutions  in industrial automation of welding processes r inż paweł cegiel ki dr a inż ndrze ola a pro p dr a inż ari z ola ki politechnika warszawska dr inż ade z sarnow ki z p obotyka, ostrów wielkopolski ndrze nek iak z so zakład paratury spawalniczej ndrzej oneksiak, warszawa. stre zczenie jednym z kierunków rozwoju technologii spawalniczych jest ich automatyzacja i robotyzacja realizowana za pomocą urządzeń zapewniających najwyższą jakość i powtarzalność, ale także wysoki poziom bezpieczeństwa, łatwość adaptacji do nowych zadań czy odporność na niedokładność wymiarową spawanych części. zakład inżynierii spajania politechniki warszawskiej od wielu lat stymuluje prace badawczo rozwojowe i wdrożeniowe we współpracy z krajowymi producentami i integratorami urządzeń do automatyzacji i robotyzacji procesów spawalniczych. w artykule przedstawiono efekty ostatnich opracowań konstrukcyjnych, transferowanych do przemysłu w ramach projektów celowych fsn -no w latach 2010 2012. tract one of the directions of de elopment of welding technology is the automation and robotics performed using e uipment to ensure the highest uality and repeatability, but also a high le el of security, ease of adaptation to new tasks or dimensional inaccuracy resistance of welded parts. department of welding ngineering of warsaw ni ersity of echnology stimulate research-de elopment and implementation in cooperation with national manufacturers and integrators of automation e uipment and robotic welding processes for many years. his paper presents the effects of recent studies of structural, transferred to industry in the targeted projects fsn -no in the years 2010 to 2012. t p wdrożenie przemysłowe nowego urządzenia jest skomplikowanym i kosztownym procesem wymagającym, oprócz prac koncepcyjnych, zbudowania szeregu modeli i prototypów oraz ich badań, zarówno w warunkach laboratoryjnych, jak i przemysłowych. o więcej, opracowanie nowego urządzenia technologicznego jest procesem twórczym, wymagającym zaangażowania wiedzy i umiejętności z różnych dziedzin, począwszy od zyki procesu przez teorię napędów i sterowania, podstawy konstrukcji maszyn, po automatykę i programowanie. nieodzowne staje się wykorzystanie specjalistycznych, komputerowych programów do projektowania, modelowania i symulacji. z uwagi na tendencję do zmniejszenia opóźnienia krajowego przemysłu w stosunku do państw wysoko uprzemysłowionych, w ostatnich latach obserwowany jest znaczący wzrost rynku robotów przemysłowych, w tym również spawalniczych. wzrost inwestycji dokonywany jest pomimo globalnej recesji. endencję wzrostową stymulują wspomagające programy rozwojowe oparte m.in. na funduszach nii uropejskiej, wysokie wymagania produkcyjne narzucone przez zagraniczne 31przegląd spawalnictwa 1/2013 kontrakty, a także szkodliwość procesów dla personelu i środowiska czy brak wysoko wykwali kowanych specjalistów, w tym spawaczy. w takiej sytuacji niezmiernie ważna jest produkcja krajowych urządzeń do automatyzacji i robotyzacji. zakład inżynierii spajania politechniki warszawskiej od wielu lat stymuluje prace badawczo-rozwojowe i wdrożeniowe we współpracy z krajowymi producentami i integratorami. w artykule przedstawiono efekty ostatnich opracowań, realizowanych w ramach projektów celowych fsn -no w latach 2010 2012. od łowy y tem ka in do in talac i i za ezpieczania ro ot w przemy łowyc budowa zrobotyzowanego stanowiska spawalniczego wymaga nie tylko zgromadzenia odpowiednich maszyn i wyposażenia technologicznego, ale także ich prawidłowej instalacji mechanicznej, zabezpieczenia zgodnie z obowiązującymi przepisami oraz stworzenia systemu połączeń sygnałowych pomiędzy poszczególnymi urządzeniami i systemami 2, 4 . niezwykle ważne jest zapewnienie sztywnego zamocowania robota do podstawy oraz względem tych maszyn i urządzeń stanowiska, które współpracując z nim, mają bezpośredni wpływ na proces dokładnego i powtarzalnego pozycjonowania obrabianych, np. spawanych obiektów względem narzędzia umieszczonego w kiści robota. spełnienie wymaganych postulatów bezpieczeństwa odnosi się zarówno do obsługi i osób postronnych, jak i pozostałej infrastruktury przedsiębiorstwa. zwykle konieczne jest łączne zastosowanie różnych środków mechanicznych, sensorycznych, programowych oraz proceduralnych. zapewnienie połączeń sygnałowych pomiędzy poszczególnymi obiektami stanowiska, w tym systemami zabezpieczającymi, wymaga rozbudowanego okablowania. powstała w ten sposób złożona sieć połączeń narażona jest zarówno na uszkodzenia mechaniczne, jak i zakłócenia elektromagnetyczne. w odniesieniu do robotów małej i średniej wielkości, zamiast indywidualnie projektowanych stanowisk, niektórzy producenci proponują gotowe kabiny. zapewniają one kompleksowe rozwiązanie większości problemów instalacyjnych i zabezpieczających. niestety, oferowane kabiny mają w większości kompaktowe rozmiary ograniczające możliwości aranżacyjne wewnątrz kabiny i zaopatrywane są w gotowe, często proste systemy załadowcze i pozycjonujące obrabiane części. naliza ograniczeń dotychczasowych konstrukcji kabin oraz potrzeb krajowego rynku była podstawą ry 1 przyjęte, główne wymiary oraz rozmieszczenie elementów konstrukcyjnych i obciążających analizowanych belek: 1 belka szereg wariantów rozmiarowych i geometrycznych , 2 łapy mocujące, 3 miejsce przyłożenia robota o masie 300 kg, 4 miejsce przyłożenia pozycjonera o łącznej masie 1200 kg, 5 miejsca podparcia w analizie m s ig 1 dopted, the main dimensions, placement and loading parts of analyzed structural beams: 1 beam number of size ranges and geometric ariants , 2 mounting lugs, 3 the place of application of the robot weighing 300 kg, 4 the location of the manipulator with a total weight of 1200 kg, 5 support in the f analysis ry 2 maksymalne wygięcie belki w postaci rury prostokątnej 250 200 12 mm wyniosło δy 1,8 mm modelowano systemem numerycznym s s f 14-3 ig 2 ma imum bending beam pipe in the form of a rectangular 250 200 12 mm was δy 1.8 mm f numerical system s s 14-3 ry 3 fragment przykładowej, zmontowanej kabiny opartej na module podłogi o wymiarach 2150 4 00 mm: a widok od strony obsługi nie pokazano modułu układu załadowczego , b widok od strony zewnętrznej platformy montażowej, c wykaz elementów ig 3 part of the sample, assembled cab oor module with dimensions 2150 4 00 mm: a a iew from the operation side the loading module not shown , b a iew from the outside of the platform assembly, c a list of elements nr poz. nr rys. nazwa 1 11.001.3-p-010 ama podstawy 2 11.001.3-p-100-1 bok kabiny 3 11.001.3-p-100-2 bok kabiny 5 11.001.3-p-140 bok kabiny 6 11.001.3-p-200 ciana tylna 1 7 11.001.3-p-210 ciana tylna 2 8 11.001.3-p-220 zawias 11.001.3-p-230 zawias 10 11.001.3-p-250 zawias 11 11.001.3-p-300-1 drzwi 12 11.001.3-p-300-2 drzwi 13 11.001.3-p-600 osłona boczna 14 11.001.3-801 wspornik 4 11.001.3-802 blacha 16 11.001.3-803 blacha 15 151 kątownik zamka a b c 32 przegląd spawalnictwa 1/2013 podjęcia projektu, którego celem było opracowanie oraz wdrożenie do produkcji w z p obotyka w ostrowie wlkp. modułowego systemu kabin do instalacji i zabezpieczania robotów przemysłowych 8 . innowacyjność pomysłu polegała na opracowaniu modułowego systemu pozwalającego na łatwe dostosowanie kabiny do realizowanego zadania, użytych maszyn oraz wymaganego poziomu bezpieczeństwa. obok procesów spawalniczych, możliwe będzie ich wykorzystanie do cięcia, szlifowania, klejenia, nakładania past itp. z użyciem robota małej i średniej wielkości. prace projektowe i budowę modeli, a następnie prototypów, poprzedzono opracowaniem modelu obliczeniowego m s 3 podstaw kabin rys. 1 . możliwił on analizę sił wzdłużnych, poprzecznych i momentów gnących w konstrukcji belki nośnej oraz jej możliwych deformacji rys. 2 . za najlepsze uznano warianty konstrukcyjne z ceownikiem i rurą prostokątną, leżącymi na krótszym boku. konstrukcję kabin oparto na trzech zestawach modułów: podłogach montażowych, systemie różnorodnych ścian i osłon oraz układzie załadowczym rys. 3, 4 . ozważano dwa warianty rozwiązań konstrukcyjnych podłóg kabin: składanych z części lub monolitycznych modułów. w wyniku szczegółowych analiz i badań obydwu prototypów podłóg, wybrano i wdrożono gotowe, monolityczne moduły o różnych rozmiarach typoszereg podłóg od 1,5 2,5 m, nośność min. 1500 kg . osiągnięty w ten sposób wzrost sztywności kabiny przekłada się na dokładność pracy stanowiska, łatwość jego kon guracji i instalacji, w tym poziomowania, brak konieczności specjalnego fundamentowania i przytwierdzania do podłoża itp. kolejną innowacją było wprowadzenie podwójnego systemu montażu ścian i osłon, dobieranego w zależności od rozmiaru i zabudowy kabiny. konwencjonalny montaż stały polega na ich bezpośrednim przytwierdzeniu przykręceniu do modułowej ramy usztywniającej i/lub podłogi montażowej. montaż uchylny zawiasowy , umożliwia składanie ścian na czas transportu i ich rozkładanie do pozycji roboczej w docelowym miejscu pracy kabiny. wdrożony, prosty moduł układu załadowczego to pozycjoner dwustanowiskowy z nieruchomymi stołami i ręcznym lub zmechanizowanym napędem zmiany stanowisk napęd pneumatyczny o nośności 200 kg na stanowisko. możliwe jest jego zastępowanie pozostałymi pozycjonerami z całej oferty z p obotyka. niwer alny y tem la erowy 3 do ledzenia o iekt w w zro otyzowanyc proce ac pawalniczyc nadal wiele zrobotyzowanych stanowisk spawalniczych kon gurowanych jest bez jakichkolwiek układów sensorycznych, a więc są one niezdolne do samoczynnego dostosowania się do zmieniających się warunków zewnętrznych, w tym korygowania niedokładności wykonania i/lub zestawienia łączonych elementów. oznacza to konieczność spełnienia często bardzo rygorystycznych warunków wymiarowych, co wiąże się najczęściej z wysokimi kosztami przygotowania części do spawania. z drugiej strony, wiele technicznych i ekonomicznych powodów utrudnia czy wręcz uniemożliwia uzyskanie niezbędnej dokładności części przeznaczonych do spawania 1, 4 . wśród środków zaradczych, od pewnego czasu dostępne są specjalistyczne, wbudowane do wielu systemów sterowania robotów programowe metody korekcji położenia i kształtu elementów spawanych. ich działanie przeważnie wymaga użycia specjalnie przystosowanych źródeł spawalniczych, połączonych z układem sterowania robota jednym z interfejsów sieciowych, jak np. de icenet czy pro bus. najprostsze metody wbudowane w układy sterowania robotów oparte zostały na detekcji dotykowej to uch sensin , np. końcem drutu elektrodowego, położenia elementów łączonych 5 . każdorazowo, przed spawaniem nowego zespołu, robot wykonuje szereg zaprogramowanych ruchów pomiarowych, a po porównaniu pozycji zaprogramowanej z rzeczywistą i dokonaniu niezbędnych przeliczeń przystępuje do spawania według skorygowanej, przesuniętej i/lub obróconej, trajektorii. w przypadku, gdy istnieje obawa co do przebiegu samej spoiny, możliwe jest zastosowanie ciągłej korekty trajektorii robota podczas spawania, opartej na precyzyjnej analizie parametrów jarzącego się łuku spawalniczego 5 . lternatywą dla funkcji wbudowanych mogą być zewnętrzne, laserowe sensory triangulacyjne. w odróżnieniu od starszych systemów punktowych jednowymiarowych 1d , z projekcją pojedynczej plamki laserowej na mierzoną powierzchnię, nowoczesne czujniki umożliwiają pomiar odległości czujnika dla zde niowanej linii 2d . wykorzystanie projekcji linii pomiarowej prostopadle do kierunku ruchu robota ry 4 zmontowana kabina oparta na module podłogi 2150 4 00 mm ig 4 general iew of the assembled module based on the cab oor 2150 4 00 mm 33przegląd spawalnictwa 1/2013 np. spawania umożliwia ocenę zaburzeń analizowanej powierzchni w dwóch kierunkach względem bazy czujnika poprzecznym oraz wysokości odległości , obrazujących np. przekrój rowka, przesunięcie łączonych krawędzi itp. zyskana w ten sposób dwuosiowa korekta położenia osi elektrody wysokości i przesunięcia poprzecznego, uzupełniona zostaje o trzecią oś ruch czujnika wzdłuż analizowanej powierzchni, dając ostatecznie system korekcji 3d. problemy ze spawaniem zrobotyzowanym zespołów o obniżonej dokładności przygotowania przeznaczonych do spawania krawędzi skłoniły do opracowania autorskiego, innowacyjnego systemu skanującego z laserowym czujnikiem triangulacyjnym 3d . elem projektu było wdrożenie w z p obotyka w ostrowie wlkp. systemu o wysokich parametrach użytkowych tabl. , przy znacznie niższej cenie w stosunku do produktów innych producentów, głównie pochodzących z importu. już na etapie prac modelowych, przy wykorzystaniu laserowego czujnika punktowego, udało się osiągnąć rezultaty pozwalające na komercyjne wykorzystanie tego typu prostego sensora w nowej roli. podczas badań połączono badany model z funkcją detekcji dotykowej i w miejsce sygnału potwierdzającego zwarcie niskonapięciowego obwodu pomiarowego, spowodowanego zetknięciem np. drutu spawalniczego z przeszkodą, podstawiono sygnał z badanego czujnika rys. 5 . w wyniku prób uzyskano bardzo dobre wyniki skłaniające do uznania takiego rozwiązania za w pełni funkcjonalne i możliwe do komercyjnego stosowania. jak się wydaje, wyższa dokładność czujnika laserowego zastosowanego zamiast detekcji zwarć końcem drutu spawalniczego jest niepodważalna. dotyczy to zwłaszcza najazdu na badany obiekt wzdłuż kierunku wiązki pomiarowej. pewnym ograniczeniem jest natomiast średnica plamki laserowej, która może zmniejszać dokładność pomiaru prostopadłego do kierunku wiązki. pomimo tego możliwa jest detekcja nawet bardzo małych odchyleń i szczelin, niedostępnych dla detekcji końcem wysuniętego drutu. należy także pamiętać, że oś drutu elektrodowego wysuniętego z uchwytu narażona jest na znaczne odchylenia, m.in. spowodowane niezbędnym luzem w otworze tulejki prądowej palnika, dodatkowo powiększanym przez jej stopniowe zużycie cierne i wypalanie. ównież sposób podawania drutu elektrodowego może sprzyjać jego wykrzywianiu zaraz po wyjściu z tulejki, a on sam narażony jest na wykrzywienie wskutek nawet najdrobniejszych kolizji z przeszkodą. ostatecznie wdrożono do produkcji kompletny system z laserową głowicą skanującą 3d, układem sterującym i wysięgnikiem z automatyczną przesłoną zabezpieczającą układ optyczny rys. 6 . możliwa jest detekcja różnego rodzaju zaburzeń powierzchni, w tym: szczelin typowych dla rowków spawalniczych: o ścianach równoległych i szerokości od 0,1 mm oraz ścianach skośnych w kształcie litery , naroży wewnętrznych i zewnętrznych 0 , uskoków o różnicy wysokości od 0,1 mm, szczelin o nieregularnych kształtach, wypukłości o wysokości od 0,1 mm. a lica wartości parametrów systemu zakładanych do uzyskania w wyniku wdrożenia a le he assumed alue of the system parameters to obtain as a result of implementation nazwa parametru wartość parametru i jednostka miary zastosowanie ledzenie obiektów w zrobotyzowanych procesach technologicznych, tym także spawalniczych przeznaczenie niwersalne odzaj sensora skaner laserowy iczba osi analizy ypu 3d kład sterowania nadrzędny, komputerowy zakres odległości roboczej 100 400 mm szerokość skanowania 25 100 mm ochrona układu optycznego utomatyczna ry 5 model z punktowym czujnikiem laserowym podczas prób w połączeniu z funkcją detekcji dotykowej ig 5 model with spot laser sensor during tests in conjunction with the touch detection ry 6 prototyp głowicy skanującej 3d na ramieniu robota z tzw. otwartym nadgarstkiem ig 6 prototype of the 3d scanning head with open wrist robot arm 34 przegląd spawalnictwa 1/2013 niwer alny mod łowy y tem r c omyc wy i gnik w do in talac i ro ot w przemy łowyc w pozyc i odwr cone stalenie optymalnego położenia robota jego przestrzeni roboczej względem miejsca obróbki przestrzeni operacyjnej ma kluczowe znaczenie dla właściwego funkcjonowania stanowiska i optymalnego wykorzystania potencjału manipulacyjnego robota. w przypadku robotów pracujących w pozycji odwróconej najczęstszą praktyką jest indywidualne zaprojektowanie specjalnego, stabilnego wysięgnika. w istotny sposób wydłuża to jednak czas wdrożenia i zwiększa koszty inwestycyjne. oprócz wysięgników stacjonarnych, można spotkać układy zaopatrzone w dodatkowy stopień swobody, pełniący rolę zewnętrznej osi robota. zyskana mobilność, pomimo ograniczonego zasięgu w stosunku do torów jezdnych, skutkuje niższymi kosztami zakupu i instalacji, a zajęta powierzchnia produkcyjna jest nieporównanie mniejsza. pomimo licznych zalet, ich dostępność jest niezwykle ograniczona z powodu braku na rynku kompleksowej oferty dostosowanej do szerokiej grupy robotów różnych producentów. w tej sytuacji podjęto działania mające na celu wdrożenie w z p obotyka w ostrowie wlkp. nowej generacji urządzeń uniwersalnych, w pełni funkcjonalnych i konkurencyjnych, zarówno pod względem ceny, jak i poziomu technicznego oraz wszechstronności zastosowań projekt znajduje się w fazie realizacji 6 . innowacyjność projektu polega na stworzeniu unikalnego, kompleksowego systemu wysięgników do instalacji i jednoosiowej lokomocji robotów o masie do 300 kg pracujących w pozycji odwróconej, o charakterze uniwersalnych modułów konstrukcyjnych. do głównych parametrów użytkowych systemu należy zaliczyć: typoszereg modułów konstrukcyjnych: pionowych słupów, poziomych belek wysięgnikowych i niezbędnego osprzętu montażowego rys. 7 , moduł ruchowy obrotowy, instalowany pomiędzy słupem i belką, o zakresie 180 , moduł ruchowy liniowy, zintegrowany z platformą do instalacji belki poziomej a opcjonalnie, także bezpośrednio robota , instalowany na ścianie pionowego słupa, całkowitą nośność kompletnego wysięgnika, niezależnie od kon guracji wynoszącą 300 kg, powtarzalność pozycjonowania 0,10 mm, możliwość kon guracji wysięgnika w wariancie statycznym bez napędu i z napędem obrotowym lub liniowym rys. 8 , możliwość zmiany wcześniejszej kon guracji, w tym dodanie, zmianę lub rezygnację z modułu napędowego, uni kację podzespołów dla wszystkich rozmiarów całego typoszeregu słupów i belek. a tomatyzowany y tem do or italnego doczołowego pawania r r metodą i jakościowe, doczołowe spawanie metodą ig obwodowych złączy cienkościennych rur, prefabrykatów, jak i fragmentów instalacji, pociąga za sobą liczne trudności techniczne i technologiczne. oprócz zwykle małej grubości oraz średnicy łączonych elementów, ry 7 idea budowy i kon guracji modułowego systemu wysięgników: 1 prototyp modułu ruchowego obrotowego, 2 łącznik statyczny, 3 pionowy słup nośny 3.1 gniazdo do montażu łącznika statycznego lub modułu ruchowego obrotowego, 3.2 belka słupa, 3.3 powierzchnia montażowa modułu ruchowego liniowego, 3.4 cokół montażowy , 4 pozioma belka wysięgnikowa 4.1 gniazdo do montażu łącznika statycznego lub modułów ruchowych, 4.2 belka wysięgnika, 4.3 gniazdo montażu robota , 5 prototyp modułu ruchowego liniowego 5.1 gniazdo montażu poziomej belki wysięgnikowej lub opcjonalnie robota, 5.2 prowadnice liniowe, 5.3 zębatka mechanizmu napędowego , miejsce montażu robota przemysłowego ig 7 he idea of structure and con guration of modular e tension arm: 1 a prototype of rotation module, 2 static switch, 3 ertical pole carrier 3.1 socket connector assembly for static switch or rotation module, 3.2 beam column, 3.3 module mounting surface for linear manipulation, 3.4 mounting base , 4 horizontal bar mower 4.1 socket connector assembly static or motion modules, 4.2 beam of e tension arm, 4.3 socket for robot assembly , 5 module prototype linear manipulation 5.1 horizontal beam arm-mounting or optional robot, 5.2 linear guides, 5.3 gear dri e mechanism , industrial robot installation site ry 8 podstawowe kon guracje systemu: a bazowa, statyczna, b z ruchem obrotowym, c z ruchem liniowym pionowym, d z bezpośrednim zamocowaniem robota ig 8 he basic con guration of the system: a a static, b with rotation, c with the linear motion ertical, d to direct robot mounting 35przegląd spawalnictwa 1/2013 przy spawaniu złożonych zespołów pojawia się problem z dostępem do złącza, brak możliwości jego obrotu względem elektrody, a nawet zmiany pozycji w przestrzeni pozycji spawania . do ich spawania stosowane są odrębne, wysoce wyspecjalizowane urządzenia do tzw. doczołowego spawania orbitalnego rur metodą ig. pomimo wysokiej ceny, ograniczonej dostępności wyłącznie z importu oraz ograniczeń funkcjonalnych najwyższa precyzja i ochrona złącza tylko w najmniejszych, ale i najprostszych głowicach , wysoka wydajność, jakość i powtarzalność połączeń skłaniają do ich zakupu. wobec wymienionych ograniczeń oraz sygnalizowanego zapotrzebowania na rozwiązania alternatywne, podjęto działania mające na celu wdrożenie w rmie z so nowej generacji urządzeń przełamujących istniejące ograniczenia, konkurencyjnych pod względem ceny i poziomu technicznego projekt znajduje się w fazie realizacji 7 . innowacyjność projektu polega na przełamaniu ograniczeń międzysystemowych dotychczas oferowanych urządzeń połączeniu w jednej głowicy najwyższej precyzji i ochrony złącza typowej dla głowic zamkniętych, z podwyższonym zakresem średnic spawania i podawaniem dodatkowego spoiwa, jak w głowicach otwartych. do głównych parametrów użytkowych systemu należy zaliczyć: kompletny, uniwersalny system do zautomatyzowanego, orbitalnego doczołowego spawania rur metodą ig w zakresie średnic od 20 do 120 mm rys. , spawanie ig bez i z dodatkiem spoiwa, podawanego w postaci tzw. zimnego drutu, głowicę zamkniętą, z ruchem obwodowym elektrody względem nieruchomego złącza, maksymalną ochronę złącza obudowa głowicy spełnia rolę komory gazowej, możliwość opcjonalnego, dodatkowego ruchu oscylacyjnego elektrody, nadrzędny układ sterowania z programowaniem automatycznych cykli spawania, w tym zmiennych parametrów w funkcji pozycji elektrody na obwodzie złącza, samoczynną, mechaniczną korektę odległości elektrody od powierzchni spawania. ry 9 kon guracja systemu do orbitalnego doczołowego spawania rur metodą ig ig 9 on guration of the system for orbital tube butt welding by ig pod mowanie przedstawione urządzenia, zarówno już wdrożone, jak i znajdujące się w zaawansowanej fazie opracowania, powstają w oparciu o oryginalne projekty przy wykorzystaniu nowoczesnych, wspomaganych komputerowo metod projektowania i modelowania, oraz najnowszych układów energoelektronicznych, napędowych i sterowania. literat ra 1 egielski p., kolasa ., sarnowski .: dostosowanie robotów do spawania elementów o obniżonej dokładności, przegląd spawalnictwa 6/2011, s. 25-28. 2 egielski p., kolasa ., sarnowski ., oneksiak .: wdrożenia przemysłowe projektów badawczo-rozwojowych w zakresie mechanizacji i automatyzacji procesów spawalniczych, przegląd spawalnictwa 6/2011, s. 53-5 . 3 ook .d.: finite element modelling for stress analysis. john wiley and sons, 1 5. 4 ferenc k., egielski p. i inni praca zbiorowa : echnika spawalnicza w praktyce. poradnik inżyniera konstruktora i technologa. ozdział 7. mechanizacja, automatyzacja, robotyzacja. erlag dashofer, warszawa 2012. 5 materiały rmowe kawasaki, fanuc, kuka, bb. względniają one potrzeby i możliwości potencjalnych, głównie krajowych użytkowników, zarówno pod względem ceny, jak i oferowanych możliwości. stanowią też kolejny przykład pomyślnego transferu innowacyjnych projektów i rozwiązań konstrukcyjnych nowych urządzeń technologicznych z jednostek naukowo-badawczych do przemysłu. 6 projekt elowy fsn -no wnioskowany pn.: ruchomienie produkcji uniwersalnego, modułowego systemu ruchomych wysięgników do instalacji robotów przemysłowych w pozycji odwróconej, 2012-2013. 7 projekt elowy fsn -no nr ow-iii-204-2011 pn.: ruchomienie produkcji zautomatyzowanego systemu do orbitalnego doczołowego spawania rur metodą ig, 2012-2013. 8 projekt elowy fsn -no nr ow-iii-124/2010 pn. ruchomienie produkcji modułowego systemu kabin do instalacji i zabezpieczenia robotów przemysłowych, 2010-2011. projekt elowy fsn -no nr ow-iii-141/2010 pn.: ruchomienie produkcji uniwersalnego systemu laserowego 3d do śledzenia obiektów w zrobotyzowanych procesach spawalniczych, 2011-2012. 201203_pspaw.pdf 23przegląd spawalnictwa 3/2012 mirosław łomozik adam pilarczyk tpf 3.0 do tworzenia wykresów przemian fazowych austenitu w stalach w warunkach spawalniczych ctpc-s tpf 3.0 for the cct diagram determination  of austenite phase transformation in steels  in welding conditions  dr hab. inż. mirosław łomozik, prof. is., mgr inż. adam pilarczyk – instytut spawalnictwa, gliwice. streszczenie w artykule scharakteryzowano warunki spawalnicze wynikające z zasadniczych różnic pomiędzy cyklem cieplnym klasycznej obróbki cieplnej a cyklem cieplnym spawania. przedstawiono metodykę badania przemian fazowych austenitu w stalach w warunkach oddziaływania spawalniczych cykli cieplnych. omówiono przeznaczenie, możliwości i procedurę postępowania w programie tpf 3.0 w odniesieniu do edycji wykresów przemian fazowych austenitu w warunkach spawalniczych ctpc-s. przedstawiono porównanie wykresu ctpc-s z wykresem ctpc dla stali konstrukcyjnej s355jr. abstract the article presents the welding condition resulting from the difference between the thermal cycle of standard heat treatment and a welding thermal cycle. the methodology of phase austenite transformation examination in steels in the condition of welding thermal cycles is explained. the use, ability and operation procedure -of tpf software (ver. 3.0) with reference to the determination of cct (continous coding transformation) diagrams of phase austenite transformation in steels in welding conditions are presented. the welding-related cct and cct diagrams for structural steel s355jr grade are compared. wstęp jedną z podstawowych charakterystyk stali, niezbędnych do określenia ich spawalności przy użyciu danej technologii łączenia, są wartości temperatury krytycznej (tj. wartości temperatury początku i końca) przemian fazowych austenitu zachodzących w stalach w stanie stałym podczas nagrzewania i chłodzenia. specyfika warunków spawalniczych towarzyszących procesowi nagrzewania i chłodzenia spawanego elementu powoduje, że występują zasadnicze różnice w przebiegu i charakterze cyklu cieplnego spawania w porównaniu z cyklem tradycyjnej obróbki cieplnej, co przedstawiono na rysunku 1. rys. 1. porównanie przebiegu cyklu cieplnego spawania z cyklem tradycyjnej obróbki cieplnej: ta – temperatura austenityzacji, ta – czas austenityzowania [1, 2] fig. 1. welding thermal cycle compared with traditional heat treatment cycle: ta – austenitisation temperature, ta – austenitisation time [1, 2] 24 przegląd spawalnictwa 3/2012 cykle cieplne spawania różnią się od cykli obróbki cieplnej [2]: – bardzo dużą szybkością nagrzewania i chłodzenia w obszarze strefy wpływu ciepła (swc), – bardzo krótkim czasem wytrzymania w temperaturze maksymalnej, – nakładaniem się dwóch lub więcej cykli cieplnych podczas spawania wielowarstwowego. ze względu na te różnice wartości temperatur krytycznych przemian austenitu w stalach są przedstawiane na wykresach typu czas – temperatura – przemiana przy chłodzeniu ciągłym, sporządzanych dla warunków spawalniczych – w skrócie ctpc-s. badania przemian fazowych w stalach w warunkach spawalniczych w instytucie spawalnictwa w gliwicach przemiany fazowe w stalach w warunkach oddziaływania cykli cieplnych spawania bada się metodą symulacyjną na stanowisku pomiarowym, które przedstawiono na rysunku 2. metodyka badania przemian fazowych opiera się na równoczesnym wykorzystaniu trzech metod pomiarowych: dylatometrycznej, magnetometrycznej oraz analizy termicznej. podczas badań dokonuje się zapisu trzech sygnałów pomiarowych w postaci tablicy punktów pomiarowych: dylatacji materiału próbki, zmiany strumienia magnetycznego i temperatury w funkcji czasu dla zadanych wartości czasu chłodzenia t8/5, s (t8/5 – czas chłodzenia symulowanego obszaru swc stali w zakresie temperatury pomiędzy 800 a 500oc). kształt i wymiary próbek przedstawiono na rysunku 3. w związku z dużą dynamiką procesu, podczas badań wykonywanych na stanowisku pokazanym na rysunku 2 zastosowano aparaturę kontrolno-pomiarową firmy national instruments pracującą w systemie czasu rzeczywistego. oprogramowanie sterująco-pomiarowe stanowiska badawczego zostało wykonane w środowisku labview rt (real time). przetwarzanie i analizę krzywych pomiarowych, wyznaczanie temperatury początku i końca przemian fazowych oraz konstruowanie wykresów ctpc-s wykonano w tpf 3.0. program tpf 3.0 – przeznaczenie i możliwości program tpf (temperatury przemian fazowych w swc stali podczas spawania), którego winietę startową przedstawiono na rysunku 4, powstał podczas realizacji projektu badawczego własnego instytutu spawalnictwa w gliwicach [3], a w następnych latach był rozwijany. program tpf służy do wyznaczania wartości temperatur krytycznych przemian fazowych w stalach i konstruowania wykresów ctpc-s. w tym artykule posłużono się przykładami dotyczącymi badań przemian fazowych w stali konstrukcyjnej s355jr, która stanowi popularny materiał do wytwarzania konstrukcji spawanych. praca z programem tpf rozpoczyna się od wyboru i otwarcia pliku z danymi pomiarowymi (zarejestrowanymi i zgromadzonymi w aparaturze kontrolno-pomiarowej stanowiska badawczego) badanej stali dla odpowiedniej wartości czasu chłodzenia t8/5 (rys. 5). analizę danych pomiarowych (strumienia magnetycznego i dylatacji) przeprowadza się na krzywych przedstawionych w funkcji temperatury (rys. 6). rys. 2. stanowisko do badania przemian fazowych w stalach w warunkach spawalniczych w instytucie spawalnictwa w gliwicach fig. 2. stand for testing phase transformations in steels in welding conditions at instytut spawalnictwa in gliwice rys. 3. kształt i wymiary próbki stosowanej w badaniach przemian fazowych fig. 3. shape and dimensions of specimen used in tests of phase transformations rys. 4. winieta startowa programu tpf 3.0 fig. 4. opening window of tpf 3.0 software 25przegląd spawalnictwa 3/2012 jeżeli niezbędne jest dokładniejsze uwidocznienie charakterystycznych miejsc (punktów przegięcia) na pierwotnych krzywych pomiarowych, program tpf 3.0 umożliwia ich przekształcenie do postaci i i/lub ii pochodnej. w tym celu użytkownik programu ma do dyspozycji rozwijalne menu wyboru: rodzaju krzywej pomiarowej pierwotnej (strumienia magnetycznego lub dylatacji) oraz współczynnika uśredniania dla i i ii pochodnej. na rysunku 7 przedstawiono widok przykładowych krzywych strumienia magnetycznego po transformacji na i i ii pochodną. punkty charakterystyczne na krzywych pomiarowych, które odpowiadają temperaturze początku i końca poszczególnych przemian fazowych, wybiera się przez poprowadzenie linii stycznych do krzywych pomiarowych i ustalenie punktu odchylenia stycznej od krzywej pomiarowej (rys. 8). w czasie wyznaczania poszczególnych punktów charakterystycznych przemian na krzywych pomiarowych program tpf automatycznie gromadzi wartości temperatury krytycznej, co pokazano na rysunku 8b. w analogiczny sposób, jak dla krzywej strumienia magnetycznego, wyznacza się punkty charakterystyczne na krzywych pomiarowych dylatacji (rys. 9). w rezultacie analizy krzywych pomiarowych dla całego zakresu badanych czasów chłodzenia t8/5 uzyskuje się zestawienie wartości temperatury krytycznej poszczególnych przemian fazowych, które program tpf generuje w postaci tablicy zbiorczej (rys. 10). rys. 5. okna robocze programu tpf: a) wybór pliku z danymi pomiarowymi do analizy, b) krzywe pomiarowe (w kolejności od góry): temperatury, strumienia magnetycznego i dylatacji (rozszerzalności termicznej) fig. 5. working windows of tpf software: a) selection of a file containing measured data for analysis, b) measurement curves (sequence from above): temperature, magnetic flux and dilatation (thermal expansion) rys. 6. krzywe pierwotne: temperatury, strumienia magnetycznego i dylatacji w funkcji temperatury fig. 6. primary curves: temperature, magnetic flux and dilatation in the temperature function rys. 7. przykład krzywych strumienia magnetycznego w funkcji temperatury (w kolejności od góry): krzywa pierwotna, pierwsza pochodna, druga pochodna fig. 7. example of curves of magnetic flux (sequence from above): primary curve, first derivative, second derivative rys. 8. sposób określania punktów charakterystycznych na krzywej pierwotnej, i i ii pochodnej strumienia magnetycznego: a) prowadzenie stycznej do krzywej, b) wyznaczenie wartości temperatury początku i końca przemiany fazowej fig. 8. procedure of determination of characteristic points on primary, first and second derivative curves of magnetic flux: a) draw tangent to curve, b) determination of start and finish temperature value of the phase transformation rys. 9. wartości temperatury krytycznej przemiany fazowej wyznaczone na krzywej pierwotnej oraz i i ii pochodnej dylatacji fig. 9. the transformation critical values determined for primary, first and second derivative dilatation curves rys. 10. tablica zbiorcza zawierająca zestawienie wartości temperatury krytycznej przemian fazowych w badanej stali oraz wartości twardości i udarności w funkcji czasu chłodzenia t8/5 fig. 10. cumulative table with critical temperatures of phase transformations in tested steel and values of hardness and impact strength in function cooling time t8/5 a) b) a) b) 26 przegląd spawalnictwa 3/2012 tablica zbiorcza stanowi zbiór danych źródłowych do zbudowania wykresu przemian ctpc-s. jeśli znane są informacje dodatkowe dotyczące np. rozkładu twardości hv, udarności kcv i/lub pracy łamania kv symulowanego obszaru swc badanej stali w funkcji czasu chłodzenia t8/5, to użytkownik również może je umieścić w tablicy zbiorczej w celu wygenerowania przez tpf wykresów uzupełniających. tpf 3.0 zawiera odrębny moduł służący do budowania i edycji wykresów przemian austenitu ctpc-s. na rysunku 11 przedstawiono okno edycji wykresów ctpc-s. podczas edycji wykresu użytkownik ma do dyspozycji menu „ustawienia”, za pomocą którego ma możliwość określania np. rodzaju, rozmiaru i koloru czcionki opisu obszarów na wykresie oraz tytułu wykresu, wartości minimum i maksimum na osiach x i y, koloru tła wykresu (czarne lub białe) itp. (rys. 12). przy użyciu dostępnych narzędzi oferowanych przez program tpf użytkownik dokonuje w kolejnych etapach pracy edycji wykresu przemian ctpc-s polegającej na łączeniu punktów charakterystycznych odcinkami techniką „od punktu do punktu” (rys. 13). następnie, po wyborze z odpowiedniego menu sposobu aproksymacji krzywych użytkownika przy użyciu funkcji liniowej, funkcji wielomianowej lub krzywych beziera (opcja do wyboru), użytkownik dokonuje „wygładzenia” krzywych na wykresie ctpc-s (rys. 14). program tpf 3.0, oprócz wykresu podstawowego ctpc-s, umożliwia również automatyczne generowanie wykresów uzupełniających dotyczących rozkładu twardości hv i udarności kcv badanej stali w funkcji czasu chłodzenia t8/5. na rysunku 15 przedstawiono rys. 11. okno edycji wykresów ctpc-s w programie tpf 3.0 z wczytanymi wartościami temperatury krytycznej przemian fazowych fig. 11. the edition window of tpf program for cct diagrams for welding conditions with read in values of critical temperatures of transformations rys. 12. menu „ustawienia” w module edycji wykresów ctpc-s w programie tpf 3.0 fig. 12. menu „settings” for edition of cct diagram for welding conditions in tpf 3.0 software rys. 13. edycja punktów charakterystycznych przemian w trybie łączenia odcinkami prostej „od punktu do punktu” fig. 13. edition of characteristic points of phase transformations in mode joining line segments „from point to point” rys. 14. krzywe użytkownika po aproksymacji przy użyciu krzywych beziera fig. 14. user curves after approximation by bezier`s curves rys. 15. przykład wykresu ctpc-s dla stali s355jr: a) wykres główny: m – martenzyt, b – bainit, f – ferryt, b) wykres twardości, c) wykres udarności fig. 15. example of cct (continuous cooling transformation) diagram for welding conditions for s355jr steel: a) main diagram: m – martensite, b – bainite, f – ferrite, b) hardness diagram, c) impact strength diagram a) b) c) 27przegląd spawalnictwa 3/2012 przykład wykresu ctpc-s wraz z wykresami dodatkowymi dla stali s355jr. ponadto moduł edycji wykresów ctpc-s programu tpf 3.0 umożliwia umieszczanie na wykresie głównym mikrostruktur poszczególnych obszarów strukturalnych oraz tablicy ze składem chemicznym badanej stali. ze względu na różnice pomiędzy cyklem cieplnym spawania a cyklem tradycyjnej obróbki cieplnej, o których wspomniano we wstępie artykułu, dokonano porównania wykresu przemian fazowych dla warunków spawalniczych ctpc-s i wykresu przemian sporządzonego dla warunków metalurgicznych ctpc (rys. 16). rys. 16. porównanie wykresu ctpc-s z wykresem ctpc [4] dla stali s355jr fig. 16. cct for welding conditions diagram compared with cct diagram [4] for s355jr steel podsumowanie z porównania wykresu ctpc-s z wykresem ctpc, zamieszczonych na rysunku 16, widać, że występuje duże podobieństwo pod względem ogólnego charakteru krzywych i obszarów strukturalnych. natomiast są widoczne różnice, które dotyczą usytuowania krzywych względem osi temperatury. w warunkach spawalniczych przemiany fazowe austenitu w stalach w stanie stałym zachodzą w szerszych zakresach temperatury, tzn. rozpoczynają się w wyższej temperaturze, a kończą w niższej w porównaniu do warunków metalurgicznych. różnice te wynikają przede wszystkim z różnych wartości temperatury austenityzowania stali (wyższa dla warunków spawalniczych), różnych czasów austenityzacji (dla warunków spawalniczych czasy te są krótsze od 1 s, a dla warunków metalurgicznych wynoszą powyżej kilkunastu minut), różnych długości czasów chłodzenia i warunków chłodzenia badanych stali, literatura [1] pilarczyk j., pilarczyk j.: spawanie i napawanie elektryczne metali. wydawnictwo śląsk, katowice, 1996. [2] łomozik m.: metaloznawstwo i badania metalograficzne połączeń spawanych. wyd. ii, instytut spawalnictwa, gliwice, 2011. a także różnych składów chemicznych (w ramach danego gatunku stali), dla których wykonywano oba rodzaje wykresów. w związku z tym zaleca się, aby przy projektowaniu technologii spawania, a zwłaszcza przy określaniu temperatury wstępnego podgrzewania przed spawaniem oraz doborze parametrów obróbki cieplnej złącza po spawaniu, korzystać z informacji wynikających z wykresów spawalniczych ctpc-s. pozwoli to uniknąć błędów technologicznych oraz ograniczyć ryzyko występowania pęknięć w złączach spawanych ze stali konstrukcyjnych. biorąc pod uwagę dotychczasowe doświadczenie w stosowaniu programu tpf 3.0 w badaniach przemian fazowych w stalach można stwierdzić, że dzięki temu programowi poprawiła się efektywność oraz jakość tych badań. [3] mikno z., grzesik b., łomozik m., zeman m., pilarczyk a.: opracowanie systemu i metodyki pomiarowej w badaniach przemian strukturalnych w stalach w warunkach cykli cieplnych spawania. projekt badawczy własny nr n505 002 31/0255, 2006-2009. [4] orlich j., pietrzeniuk h.j.: atlas zur wärmebehandlung der stähle. 3, dusseldorf, 1973. w następnym numerze w następnym numerze opublikowane zostaną artykuły prezentowane na xvii konferencji spawalniczej „spawanie w energetyce” w jarnołtówku. ps 9 2016 www.pdf 83przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 jakość w lutowaniu twardym i lutospawaniu  – kwalifikowanie technologii i personelu, metody badań the quality of brazing and braze welding – qualification of technology and personnel, test methods dr inż. andrzej winiowski, prof. nzw. w is; dr inż. dawid majewski – instytut spawalnictwa gliwice. autor korespondencyjny/corresponding author: andrzej.winiowski@is.gliwice.pl streszczenie lutowanie twarde jak i lutospawanie w terminologii norm dotyczących systemów jakości jest zaliczane do procesów specjalnych, których wynik końcowy nie jest pewny. ograniczenie tej niepewności u wytwórcy wyrobów lutowanych stanowi podstawę wymagań technicznych i jakościowych dla takich wyrobów. w artykule omówiono stan międzynarodowych i krajowych przepisów oraz norm z zakresu wymagań dotyczących planowania i sterowania jakością w produkcji wyrobów lutowanych lutami twardymi i lutospawanych. obejmują one: kwalifikowanie technologii, personelu (nadzoru i wykonawców), metody stosowanych badań niszczących i nieniszczących połączeń oraz klasyfikację niezgodności lutowniczych i sposób ustalania poziomów jakości połączeń. słowa kluczowe: lutowanie twarde; lutospawanie; kwalifikowanie technologii; kwalifikowanie personelu; metody badań jakości; niezgodności lutownicze abstract brazing and braze welding in the terminology of standards for quality systems are classified as special processes, where the final result is not certain. reducing this uncertainty to the manufacturer of brazed is the basis of technical requirements and quality standards for such products. the article discusses the state of international and national regulations and standards for the requirements planning and quality control in the production of brazed and braze welded details. these include: qualification of personnel (supervisors and contractors), methods used for destructive and non-destructive testing of joints and classification of brazing imperfections and method of determining levels of joint quality. keywords: brazing; braze welding; qualification of technology; qualification of personnel; quality test method; brazing imperfections wstęp wytwórcy stosujący lutowanie twarde w procesach produkcyjnych odpowiedzialnych wyrobów powinni posiadać udokumentowaną i uznaną technologię lutowania, a także odpowiednio wykwalifikowany personel nadzorujący, wykonawczy oraz kontrolujący jakość połączeń. jest to wymóg odnoszący się w przepisach i normach dotyczących systemów jakości do procesów specjalnych tj. procesów, których wynik końcowy nie jest pewny i zależy od wielu czynników. lutowanie twarde, analogicznie jak spawanie i zgrzewanie zaliczane są do tej grupy procesów. podejmowane w powyższym zakresie działania europejskiej federacji spawalniczej (european welding federation – ewf) i jej autoryzowanych ośrodków krajowych (anb – autorized national body) oraz opracowane normy europejskie stanowią wiarygodną bazę do planowania i sterowania jakością w procesach lutowania. niniejszy artykuł stanowi kontynuację dotychczasowych krajowych publikacji z zakresu problematyki jakości w lutowaniu twardym [1÷4]. ma on na celu omówienie i uaktualnienie obowiązujących przepisów oraz poszerzenie ich interpretacji i zastosowania w praktyce przemysłowej w oparciu o własne doświadczenia. należy bowiem mieć na uwadze fakt, że wzrastające zastosowanie technologii lutowania w przemyśle niesie ze sobą również tego typu problemy do rozwiązania. uznawanie (kwalifikowanie) technologii ogólne i podstawowe zasady uznawania, czyli weryfikacji technologii lutowania twardego czy spełnia ona wymagania stawiane uzyskiwanym połączeniom, są zawarte w pn-en 13134:2004 [5]. w przeciwieństwie do norm dotyczących andrzej winiowski, dawid majewski przeglad welding technology review 84 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 technologii spawania norma ta nie doczekała się dotychczas nowelizacji. przedstawiono w niej zasady tworzenia instrukcji technologicznych lutowania twardego (bps – brazing procedure specification) oraz procedury uznawania przedstawionych w nich technologii lutowania. uznawanie to może odbywać się w jeden z trzech sposobów: na podstawie złożonych przez wytwórcę udokumentowanych wyników badań, po przedłożeniu wyników uznania technologii dokonanego przez inną jednostkę egzaminacyjną lub też w wyniku przeprowadzenia badania technologii. dokumentem uznania jest protokół uznania technologii lutowania twardego (bpar – brazing procedure approval record), składający się z trzech części: świadectwa uznania technologii, uznanej technologii (wg bps) i wyników badań. norma nie definiuje ściśle kto może być egzaminatorem lub jednostką egzaminującą dla uznawania technologii, nadmienia tylko, że jeśli jest to wymagane, może to być jednostka notyfikowana lub uznana za trzecia stronę. w praktyce klient wytwórcy – odbiorca wyrobów lutowanych może przedstawić w tej sprawie swoje wymagania. zgłaszając technologię do uznania wytwórca powinien przedstawić wstępną instrukcję technologiczną lutowania twardego (pbps). obie strony egzaminator i wytwórca powinny uzgodnić i udokumentować zakres badań, ilość próbek, kryteria akceptacji oraz zakres uznania. minimalny, wymagany zakres badań obejmuje badania wizualne wg normy pn-en 12799:2003 [6] i badania metalograficzne wg normy pn-en 12797:2002 [7]. najczęściej stosowane badania metalograficzne w przypadku złączy lutowanych to badania makrostruktur (pow. do 30x) lub badania na pograniczu makro i mikrostruktur (pow. do kilkudziesięciu razy). dodatkowe badania nieniszczące i niszczące przeprowadza się wg powyższych norm w zależności od wymagań stawianych połączeniom lutowanym. pn-en 13134:2004 nie określa szczegółowo zakresu uznania, jak podaje to np. norma dotycząca egzaminowania lutowaczy i operatorów lutowania twardego pn-en iso 13585:2012 [8]. dopuszcza ona jedynie dla uniknięcia podwójnych badań, tam gdzie jest to możliwe, ustalenie zakresu uznania przykładowo: dla materiałów podstawowych, klasy spoiw czy też wymiarów geometrycznych złączy. jest tu więc pozostawiona pewna dowolność. uznanie technologii lutowania twardego, stosowanej zgodnie z instrukcją technologiczną lutowania twardego (bps), jest ważne bezterminowo. badania jakości połączeń  i niezgodności lutownicze jak wspomniano powyżej rodzaje badań, metody i kwalifikacje personelu wykonującego badania połączeń lutowanych lutami twardymi określono w normach pn-en 12799: 2003 [6] i pn-en 12797: 2002 [7]. pierwsza z nich dotyczy badań nieniszczących połączeń i obejmuje: badania wizualne, ultradźwiękowe, radiograficzne, penetracyjne, szczelności, na obciążenie i termograficzne. druga norma dotyczy badań niszczących takich jak: na ścinanie, rozciąganie, metalograficznych, twardości, na odrywanie i zginanie. obie normy zostały opracowane dość dawno i wymagają nowelizacji celem poszerzenia zakresu badań, uaktualnienia metodyki poszczególnych badań w oparciu o nowe urządzenia, a także rozszerzenia postaci próbek zwłaszcza w badaniach niszczących. niezgodności lutownicze zdefiniowano w normie pn-en iso 18279:2008 [9], przedstawiając ich rodzaj, kształt i położenie w połączeniach lutowanych. sklasyfikowano je w sześciu grupach (pęknięcia, pustki, wtrącenia stałe, brak połączenia, niezgodności kształtu i wymiarów oraz niezgodności różnorodne) i zaproponowano kryteria oceny i poziomy jakości dla złączy lutowanych (d – umiarkowany, c – pośredni, b – ostry, a – szczególnie ostry). autorzy normy zwracają uwagę na ograniczoną możliwość zastosowania tej oceny. wiadomo bowiem, że w złączach lutowanych występują niezgodności, które są ogólnie, w zależności od wymagań eksploatacyjnych uznawane za szkodliwe w każdym przypadku lub tylko w niektórych przypadkach zastosowań. określenie wpływu niezgodności lutowniczych na funkcjonowanie złączy w trakcie eksploatacji jest jednak sprawą trudną, gdyż nie prowadzono dotychczas tak szczegółowych badań jak np. dla złączy spawanych. podjęta w powyższej normie próba określenia poziomów jakości dla złączy lutowanych w oparciu o proponowane granice występowania niezgodności dotyczy jedynie ogólnych zastosowań. należy je traktować jako propozycje, które mogą być przydatne, gdy brak jest innych szczegółowych przepisów w tym zakresie. natomiast zaleca się aby wymagania dla prawidłowego funkcjonowania odpowiedzialnych złączy w konstrukcjach i wyrobach lutowanych ustalane były przy wykorzystaniu odpowiednich dokumentów technicznych, np. dokumentacji produkcyjnej lub instrukcji technologicznej wytwarzania. kwalifikowanie personelu wykwalifikowany personel jest kluczowym elementem każdego systemu jakości. dotyczy to także nadzoru, kontroli i bezpośrednich wykonawców połączeń lutowanych. obowiązujący w unii europejskiej, a po porozumieniu z międzynarodowym instytutem spawalnictwa również w krajach członkowskich instytutu, system kształcenia personelu spawalniczego nie przewiduje specjalizacji z zakresu lutowania dla dozoru i kontroli. programy szkolenia dozoru (europejski/międzynarodowy inżynier spawalnik, europejski/międzynarodowy technolog spawalnik, europejski/międzynarodowy mistrz spawalnik) oraz kontroli (europejski inspektor spawalniczy) zawierają problematykę lutowania w części wykładowej i praktycznej. zgodnie z rozporządzeniem ministra gospodarki z dnia 27 kwietnia 2000 r. w sprawie bezpieczeństwa i higieny pracy przy pracach spawalniczych (dz. u. 00.40.470 z dnia 19 maja 2000 r.) osoby wykonujące m.in. lutowanie ręczne oraz zmechanizowane i automatyczne – powinny wykazać się co najmniej zaświadczeniem o ukończeniu szkolenia w zakresie określonym w odrębnych przepisach i polskich normach. a zatem zaświadczenie ukończenia szkolenia w zakresie lutowania dopuszcza lutowaczy i operatorów do wykonywania prac lutowniczych. jednak przepisy i normy, o których ogólnikowo mówi rozporządzenie, nie zostały dotychczas opracowane i panuje w tej dziedzinie duża dowolność. w przypadku wykonywania odpowiedzialnych połączeń lub istnienia wymagań wynikających z wdrożonych systemów jakości, czy też wymagań odbiorców wyrobów lutowanych, przeprowadza się egzaminowanie kwalifikacyjne lutowaczy i operatorów lutowania twardego wg normy pn-en iso 13585:2012 [8]. w normie tej zdefiniowano lutowaczy jako osoby, które trzymają i operują ręcznie urządzeniem do nagrzewania obszaru lutowanego, a operatorów jako osoby, które przygotowują złącza i nastawiają urządzenia lutownicze, a przez to mają bezpośredni wpływ na jakość lutowanego złącza. kwalifikowanie lutowaczy i operatorów lutowania twardego opiera się na zmiennych zasadniczych, dla których określony jest odpowiedni zakres kwalifikacji. lutowanie prowadzone poza tym zakresem wymaga przeprowadzenia 85przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 nowego egzaminu kwalifikacyjnego. podstawowe zmienne zasadnicze to: – proces lutowania twardego – procesy zdefiniowane w iso 857-2 [10], o numerach referencyjnych wg iso 4063 (pn-en iso 4063:2011) [11]; – rodzaj wyrobu (blacha lub rura); – rodzaj złącza (doczołowe lub zakładkowe); – grupy materiału podstawowego – oznaczenia grup materiałowych wg systemu iso/tr 15608:2013 [12]; – rodzaj spoiwa do lutowania twardego wg klas w pn-en iso 17672:2010 [13]; – sposób dozowania spoiwa (spoiwo podawane na powierzchnie czołowe lub umieszczane przed lutowaniem w szczelinie złącza); – wymiary (grubość materiału, średnica zewnętrzna rury i długość zakładki); – kierunek płynięcia spoiwa (poziomy, pionowy z góry w dół lub pionowy z dołu do góry); – stopień mechanizacji (proces ręczny lub zmechanizowany). należy podkreślić, że każdy egzamin kwalifikacyjny zwykle kwalifikuje tylko jeden proces lutowania twardego. w zależności od kształtu elementów łączonych norma przewiduje zakres kwalifikacji: blacha lub rura, a w zależności od rodzaju złącza próbnego: złącze zakładkowe lub doczołowe. w celu uproszczenia przedstawienia zakresu kwalifikacji, dla materiałów, ujęto je w klasy i oznaczono je literami od a do f, stosując system grupowania wg iso/tr 15608:2013 [12]. wykaz ten jest jednak niekompletny. brakuje przykładowo blach stalowych z pokryciami ochronnymi, oraz zestawów materiałów różnoimiennych jak: spieki narzędziowe – stal, miedź – aluminium, stal – tytan, stal – aluminium itp. w przypadku spoiw do lutowania rodzaj lutu przydzielony do odpowiedniej klasy wg pn-en iso 17672:2010 [13], może stanowić kryterium kwalifikacji dla innych rodzajów spoiw w zakresie tej samej klasy. norma przewiduje również dwa sposoby dozowania spoiwa: na powierzchnie czołowe (do szczeliny złącza) oraz umieszczenie spoiwa przed lutowaniem wewnątrz szczeliny lub u jej wylotu. sposób dozowania na powierzchnie czołowe, realizowany ręcznie lub w sposób zmechanizowany, obejmuje zakres kwalifikacji dla obydwu sposobów dozowania. grubość lutowanego materiału, średnica zewnętrzna rur i długości zakładki złącza też posiadają sprecyzowane zakresy kwalifikacji. dla grubości materiału jest to ustalony stosunkowo szeroki zakres wymiarów, natomiast w przypadku średnicy zewnętrznej rury i długości zakładki złącza zakres kwalifikacji obejmuje wymiar zastosowany w złączu egzaminacyjnym lub wszystkie wymiary do wielkości tego wymiaru. w przypadku złączy próbnych elementów o różnej średnicy zewnętrznej i grubości zakres kwalifikacji obejmuje wymiary od najmniejszego do największego zastosowanego wymiaru. norma wyróżnia trzy kierunki płynięcia lutu: poziomy, pionowy z góry na dół i pionowy z dołu do góry. lutowanie twarde z zastosowaniem jednego kierunku płynięcia spoiwa może kwalifikować lutowanie z zastosowaniem jednego lub innych kierunków. i tak kierunek poziomy – kwalifikuje poziomy i pionowy z góry na dół, pionowy z góry na dół pionowy z góry na dół, pionowy z dołu do góry – kwalifikuje wszystkie kierunki płynięcia. lutowanie wykonane w sposób ręczny kwalifikuje lutowanie zmechanizowane, ale nie odwrotnie. lutowanie twarde złącza egzaminacyjnego powinno się odbyć w obecności egzaminatora lub przedstawiciela jednostki egzaminującej, który jednocześnie weryfikuje wyniki egzaminu. egzamin lutowaczy i operatorów lutowania twardego powinien przebiegać zgodnie z instrukcją technologiczną lutowania (bps lub pbps), przygotowaną wg pn-en 13134:2004 [5]. dla każdego wykonanego złącza próbnego należy przeprowadzić badania wizualne wg pn-en 12799:2003 [6] oraz jedno lub więcej z następujących badań: ultradźwiękowe, radiograficzne, wytrzymałości na odrywanie, wytrzymałości na zginanie lub badania metaloznawcze makroskopowe. podczas badań wizualnych może być konieczne rozcięcie złącza, umożliwiające przeprowadzenie oględzin od strony wewnętrznej i dlatego to badanie może mieć charakter badania niszczącego. badania niszczące powinny być przeprowadzone zgodnie z pn-en 12797:2002 [7]. niezgodności wykryte za pomocą powyższych badań w złączach egzaminacyjnych powinny być oceniane zgodnie z pn-en iso 18279:2008 [9]. lutowacz lub operator lutowania twardego zdobywa kwalifikacje, jeśli niezgodności mieszczą się w poziomie jakości b wg ww. normy, a żadna niezgodność nie występuje na całej długości złącza. okres ważności uprawnień lutowacza lub operatora wynosi podobnie jak w przypadku spawaczy 3 lata i może być przedłużony na kolejne 3 lata jeżeli połączenia lutowane w zakresie posiadanych uprawnień są wykonywane przez lutowacza lub operatora w sposób ciągły (dopuszcza się przerwę do 6 miesięcy) i wykazują wymaganą jakość. powinno to być potwierdzane na świadectwie co 6 miesięcy podpisem osoby odpowiedzialnej ze strony pracodawcy, a dokumentacja z badań elementów lutowanych, pochodząca z okresu 6 miesięcy poprzedzających koniec terminu ważności uprawnień, powinna być przechowywana wraz ze świadectwem. świadectwo egzaminu kwalifikacyjnego lutowacza/ operatora jest dokumentem potwierdzającym, że lutowacz lub operator lutowania twardego zdał egzamin z wynikiem pozytywnym. świadectwo powinno zawierać szczegółowe dane dotyczące zmiennych procesowych, warunków przeprowadzania testu oraz część potwierdzającą kwalifikacje. świadectwa te są zbliżone pod względem formy do świadectw (certyfikatów) spawaczy. oznaczenie egzaminu (uprawnień) lutowacza obejmuje poniższe pozycje w podanej kolejności: a) numer niniejszej normy, b) zmienne zasadnicze: – numer procesu lutowania twardego zgodnie z pn-en iso 4063:2011 [11], – rodzaj wyrobu: rura (t) lub blacha (p), – rodzaj złącza: złącze doczołowe (b), złącze zakładkowe (o) lub złącze teowe (t), – grupa/grupy materiału podstawowego wg iso/tr 15608:2013 [12], – rodzaj spoiwa do lutowania twardego zgodnie z pnen iso 17672:2010 [13], – sposób dozowania spoiwa do lutowania twardego: przez podawanie na powierzchnie czołowe (ff) lub przez umieszczenie przed lutowaniem (pp), – wymiary (grubość materiału, średnica zewnętrzna rury i długość zakładki), – kierunek płynięcia spoiwa: płynięcie w kierunku poziomym (h), płynięcie w kierunku pionowym z dołu do góry (vu) lub płynięcie w kierunku pionowym z góry na dół (vd). przykład: iso 13585 912 t o d cup 280 ff t1,0 d28 l10 h lutowanie ręczne płomieniowe (912), rury (t), połączenie zakładkowe (o), miedź z grupy 31 wg iso/tr 15608 (d), lut typu ag-cup (cup 280), podawany na powierzchnie czołowe (ff), grubość materiału 1,0 mm, średnica zewnętrzna rury 28 mm (d28), długość zakładki 10 mm (l10), płynięcie lutu poziome (h). oznaczenie egzaminu operatora oprócz nr normy zawiera nr procesu lutowania twardego zgodnie z pn-en iso 4063:2011 [11], przykłady: iso 13585 – 921 lub iso 13585 – 916 86 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 lutowanie piecowe (921), lutowanie indukcyjne (916). lutospawanie lutospawanie płomieniowe, łukowe, laserowe, definiowane jako lutowanie twarde (niekapilarne) z zastosowaniem techniki spawania, nie jest objęte osobnymi normami z zakresu uznawania technologii, badań połączeń i oceny ich jakości, a także kwalifikowania personelu wykonawczego. w pn-en 13134:2000 [5] dotyczącej uznawania technologii lutowania twardego nie uwzględniono metod lutospawania łukowego, laserowego i elektronowego, nazywanych również często lutowaniem twardym łukowym (lutowanie twarde tig, mig/mag, plazmowe), laserowym i elektronowym. nie zamieszczono tam też charakterystycznych zmiennych zasadniczych dla tych technologii (tabl. a.1). opracowanie zatem w przypadku konieczności instrukcji technologicznej pbps (bps), a następnie protokołu uznania bpar dla tych procesów lutospawania będzie wymagać sięgnięcia po wzorce formularzy, zalecane do kwalifikowania technologii spawania powyższymi metodami. badania i ocena jakości połączeń lutospawanych odbywać się powinny wg norm dotyczących złączy lutowanych, a więc: pn-en 12799:2003, pn-en 12797:2002 i pn-en iso 18279:2008 [6,7,9]. egzaminowanie kwalifikacyjne lutospawaczy łukowych oraz operatorów lutospawania łukowego i laserowego może się natomiast odbywać wg zasad przedstawionych w normie pn en iso 13585:2012 [8]. przykłady oznaczenia takiego egzaminu: a) dla lutospawaczy mig/mag: iso 13585 – 973 p o eg hdg st cu541 ff t1,2 h lutospawanie mig/mag (973), blachy (p), złącza zakładkowe (o), stale (st) niestopowe i stopowe, galwanicznie (eg) i zanurzeniowo (hdg) cynkowane dla motoryzacji, spoiwo typu cu-si-mn (cu 541), podawane na powierzchnie czołowe (ff), grubość blach 1,2 mm (t1,2), płynięcie spoiwa w poziomie (h). b) dla operatorów: – lutospawania łukowego mig/mag: iso 13585 – 973, – lutospawania łukowego tig: iso 13585 – 974, – lutospawania plazmowego: iso 13585 – 975, – lutospawania laserowego: iso 13585 – 976, – lutospawania elektronowego: iso 13585 – 977. należy również podkreślić, że brak jest szczegółowych przepisów odnośnie szkolenia lutospawaczy i operatorów lutospawania. odbywa się ono praktycznie w oparciu o autorskie programy ośrodków szkoleniowych. uwagi końcowe analizując dotychczasowe normy i przepisy dotyczące zapewnienia jakości w procesach lutowania twardego należy stwierdzić, że istniejące i stosowane normy z zakresu uznawania (kwalifikowania) technologii lutowania twardego (pn-en 13134:2004), badań niszczących i nieniszczących połączeń lutowanych (pn-en 12799:2003 i pn-en 12797: 2002) oraz norma dotycząca niezgodności lutowniczych i poziomów jakości złączy (pn-en iso 18279:2008) wymagają obecnie nowelizacji. pierwsza z nich tj. norma z zakresu uznawania technologii wymaga uwzględnienia nowych metod lutowania i lutospawania, rozszerzenia zmiennych procesów, a także uściślenia zakresów uznania np. w sposób kompatybilny z nową normą, dotyczącą egzaminowania lutowaczy i operatorów (pn en iso 13585:2012). dwie następne wymienione powyżej normy, dotyczące badań połączeń lutowanych wymagają z kolei poszerzenia zakresu badań, uzupełnienia metodyki poszczególnych badań z uwzględnieniem nowych urządzeń, a także rozszerzenia postaci próbek, zwłaszcza do badań niszczących. trzecia z przedstawionych norm wymaga uściślenia błędnego w niektórych przypadkach nazewnictwa niezgodności lutowniczych, a także weryfikacji kryteriów oceny jakości połączeń i ich klasyfikacji. wprowadzenie normy pn en iso 13585:2012 w znacznym stopniu uregulowało problematykę egzaminowania personelu wykonawczego w dziedzinie lutowania twardego. świadectwa kwalifikacji lutowaczy nareszcie są pod względem formy zbliżone do świadectw z egzaminu kwalifikacyjnego spawaczy wg wieloarkuszowej normy pn-en iso 9606 [14]. pn en iso 13585:2012 obejmuje również operatorów lutowania oraz może być stosowana dla lutospawaczy i operatorów lutospawania, czego nie uwzględniały nieaktualne już, stare normy: pn-en 13133:2002 (dotyczyła egzaminowania tylko lutowaczy gazowych ręcznych) i pn-en 1418:2000 (dotyczyła egzaminowania operatorów spawania i zgrzewania), ani też nowa, aktualnie obowiązująca norma dotycząca egzaminowania operatorów spawania i zgrzewania en iso 14732:2013 [15]. należy jednak zwrócić uwagę na fakt, że w wielu przypadkach do prowadzania procesów lutowniczych, a zwłaszcza do wykonywania mniej odpowiedzialnych złączy przez drobnych wytwórców szerokiego asortymentu wyrobów lutowanych, czy też prac lutowniczych w utrzymaniu ruchu zakładów przemysłowych, wystarczy zaświadczenie ukończenia przez lutowacza kursu (szkolenia) z zakresu lutowania. spełnia ono wymagania dopuszczeniowe rozporządzenia ministra gospodarki z 2000 r. w sprawie bhp przy pracach spawalniczych. literatura [1] t. kuzio: uznana technologia i kompetentny personel podstawą zapewnienia jakości wyrobów lutowanych. przegląd spawalnictwa, 76 (8÷9), str. 71-73, 2004. [2] j. nowacki, m. chudziński, p. zmitrowicz: dokumentowanie i uznawanie technologii lutowania, przegląd spawalnictwa, 78(11) str. 26-31, 2006. [3] j. nowacki, m. chudziński, p. zmitrowicz: lutowanie w budowie maszyn, wnt, warszawa 2007. [4] t. piwowarczyk, z. mirski, a. winiowski, h. drzeniek: dokumentowanie procesu lutowania oraz egzaminowanie lutowaczy i operatorów lutowania twardego wg pn-en iso 13585:2012. przegląd spawalnictwa, 85 (9) str. 55-63, 2013. [5] pn-en 13134:2004 „lutowanie twarde – uznawanie technologii”. [6] pn-en 12799:2003 „lutowanie twarde – badania nieniszczące złączy lutowanych na twardo”. [7] pn-en 12797:2002 „lutowanie twarde – badania niszczące złączy lutowanych na twardo”. [8] pn-en iso 13585:2012 „lutowanie twarde – kwalifikowanie lutowaczy i operatorów lutowania twardego”. [9] pn-en iso 18279:2008 „lutowanie twarde – niezgodności w złączach lutowanych na twardo”. [10] iso 857-2 „welding and allied processes – vocabulary – part 2: soldering and brazing processes and related terms”. [11] pn-en iso 4063:2011 „spawanie i procesy pokrewne – nazwy i numery procesów”. [12] iso/tr 15608: 2013 „welding – guidelines for a metallic materials grouping system”. [13] pn-en iso 17672:2010 „lutowanie twarde – spoiwa”. [14] pn-en iso 9606 „egzamin kwalifikacyjny spawaczy – spawanie” cz. 1¸ 5. [15] pn-en iso 14732:2013 „personel spawalniczy – egzaminowanie operatorów i nastawiaczy zmechanizowanego i automatycznego spajania materiałów metalowych”. 201408_pspaw.pdf 3przegląd spawalnictwa 8/2014 pomiary ilości wodoru dyfundującego w stopiwie elektrod celulozowych i zasadowych determination of diffusible hydrogen content   in deposited metal of cellulosic   and basic electrodes dariusz fydrych piotr malinowski aleksandra świerczyńska grzegorz rogalski dr inż. dariusz fydrych, mgr inż. piotr malinowski, mgr inż. aleksandra świerczyńska, dr inż. grzegorz rogalski – politechnika gdańska. autor korespondencyjny/corresponding author: darfydry@pg.gda.pl wstęp zapewnienie ciągłych dostaw paliw jest bardzo ważnym zagadnieniem bezpieczeństwa energetycznego każdego kraju. znaczna część energii wykorzystywanej przez przemysł i gospodarstwa domowe pochodzi ze spalania gazu ziemnego, który jest transportowany do odbiorców rurociągami. rurociągi przesyłowe są budowane z elementów ze stali o podwyższonej i wysokiej wytrzymałości, długości 12 lub 18 m, więc liczba złączy poprzecznych zazwyczaj wynosi 50÷85 na km [1÷6]. rurociągi mają długość setek i tysięcy kilometrów, dlatego wykonywanie tak dużej liczby złączy, realizowane często w trudnych warunkach terenowych i atmosferycznych, wymaga właściwej organizacji pracy oraz zastosowania procesów spawania o dużej wydajności [3÷9]. złącza poprzeczne rurociągów można wykonywać różnymi technologiami. najczęściej korzysta się z procesów 111 (elektrodami celulozowymi lub zasadowymi), 114, 121, 135 (w tym również prądem pulsującym) i 136, przy czym powszechne jest zastosowanie do wykonania jednego złącza dwóch albo więcej procesów [1÷11]. jedną z typowych technologii jest spawanie streszczenie w artykule scharakteryzowano technologię wytwarzania złączy poprzecznych rurociągów energetycznych w aspekcie kontroli ilości wodoru dyfundującego. oznaczono zawartość wodoru dyfundującego w stopiwie dla złączy wielościegowych wykonanych elektrodami w otulinie celulozowej i zasadowej. ustalono, że po wykonaniu 4 ściegów ilość wodoru dyfundującego spada z ok. 40 ml/100 g do 12 ml/100 g i podjęto próbę wyjaśnienia mechanizmów odpowiedzialnych za to zjawisko. słowa kluczowe: rurociągi przesyłowe, wodór dyfundujący, spawanie elektrodami otulonymi, elektrody celulozowe, elektrody zasadowe abstract the article describes manufacturing technology of circumferential joints of transportation pipelines in terms of control the diffusible hydrogen content. diffusible hydrogen content in deposited metal for multilayer joints made of coated cellulosic and basic electrodes was determined. it was found that after four beads the diffusible hydrogen content decreases from about 40 ml/100 g to 12 ml/100 g. the explanation of the mechanisms responsible for this phenomenon was proposed. keywords: transportation pipelines, diffusible hydrogen, manual metal arc welding, cellulosic electrodes, basic electrodes 4 przegląd spawalnictwa 8/2014 elektrodami otulonymi w następujący sposób: pierwszy (graniowy) albo pierwsze dwa (graniowy i „gorący”) ściegi wykonywane są elektrodami w otulinie celulozowej (ec), a kolejne (wypełniające i licowe) elektrodami zasadowymi (eb). zastosowanie elektrod o otulinie celulozowej do wykonywania ściegów graniowych w pozycji pg podyktowane jest wysoką wydajnością spawania oraz mniejszymi wymaganiami odnośnie dokładności przygotowania brzegów elementów do spawania [3, 12÷16]. duża ilość gazów osłonowych powstałych z organicznych składników otuliny umożliwia skuteczną ochronę obszaru spawania. jednak zastosowanie elektrod celulozowych powoduje silne nawodorowanie jeziorka spawalniczego. ilość wodoru dyfundującego w stopiwie w tym przypadku wynosi ok. 30÷60 ml/100 g [3, 13, 17, 18]. elektrody zasadowe są wykorzystywane do spawania konstrukcji odpowiedzialnych ze względu na wysokie właściwości złączy. spawanie elektrodami zasadowymi jest procesem niskowodorowym: elektrody w stanie dostawy i suszone według zaleceń producenta zawierają poniżej 5 ml/100 g wodoru dyfundującego w stopiwie [18÷20]. obecność krytycznej ilości wodoru w złączach spawanych ze stali może zadecydować o jej spawalności. zależność taką dostrzeżono już dawno i od wielu lat jest ona badana [18÷27]. za główne źródło wodoru w przypadku spawania elektrodami otulonymi uważa się wilgoć pochodzącą z otuliny oraz produkty rozpadu jej składników organicznych. ilość wodoru dyfundującego w złączach spawanych zmienia się w stopniu zależnym od przyjętej technologii, a więc zastosowanych procesów, materiałów dodatkowych oraz parametrów spawania. w odniesieniu do spawania wielościegowego, na podstawie analizy teoretycznej zjawiska oraz informacji literaturowych, można oczekiwać, że wzrost liczby ściegów będzie powodował zmniejszenie zawartości wodoru dyfundującego w stopiwie. pomimo tego, że zagadnienie ma duże znaczenie praktyczne, jest jedynie wzmiankowane w nielicznych publikacjach [3, 13]. stan wiedzy w rozpatrywanym obszarze wymaga w szczególności uzupełnienia o informacje o charakterze ilościowym. badania własne celem pracy była ilościowa ocena stopnia nawodorowania stopiwa podczas wykonywania złączy wykonanych jedną z typowych dla złączy poprzecznych rurociągów przesyłowych technologii spawania. zakres prac badawczych obejmował pomiary ilości wodoru dyfundującego w stopiwie: – próbek z jednym ściegiem wykonanym elektrodą celulozową – ec (czas do rozpoczęcia ekstrakcji 3 minuty), – próbek z jednym ściegiem wykonanym elektrodą celulozową i jednym ściegiem wykonanym elektrodą zasadową – ec+eb, – próbek z jednym ściegiem wykonanym elektrodą celulozową i dwoma ściegami wykonanymi elektrodami zasadowymi – ec+eb+eb, – próbek z jednym ściegiem wykonanym elektrodą celulozową i trzema ściegami wykonanymi elektrodami zasadowymi – ec+eb+eb+eb. dodatkowo wykonanano badania, których celem było zweryfikowanie wpływu na wyniki oznaczeń czasu opóźnienia rozpoczęcia ekstrakcji wodoru spowodowanego spawaniem wielościegowym: – próbek z jednym ściegiem wykonanym elektrodą celulozową – ec (czas do rozpoczęcia ekstrakcji 6 min), – próbek z jednym ściegiem wykonanym elektrodą celulozową – ec (czas do rozpoczęcia ekstrakcji 9 min), – próbek z jednym ściegiem wykonanym elektrodą celulozową – ec (czas do rozpoczęcia ekstrakcji 12 min). ilość wodoru dyfundującego w stopiwie oznaczono metodą glicerynową [20, 25, 27]. stanowisko badawcze pokazano na rysunku 1. procedura pomiarowa ilości wodoru dyfundującego obejmuje: zważenie próbki przed napawaniem, wykonanie napoiny próbnej, zważenie próbki z napoiną, umieszczenie jej w stanowisku pomiarowym, ekstrakcję wodoru w czasie 72 h, odczyt ilości wodoru zgromadzonego w części pomiarowej stanowiska oraz przeliczenie wyniku na warunki normalne i odniesienie uzyskanej wartości do 100 g stopiwa. rys. 1. stanowisko do oznaczania ilości wodoru dyfundującego metodą glicerynową fig. 1. test stand for determination of diffusible hydrogen content by glycerin method 5przegląd spawalnictwa 8/2014 do oznaczania ilości wodoru dyfundującego przy spawaniu wielościegowym stosuje się próbki o zmodyfikowanym kształcie [20]. próbki zostały wykonane z prętów o przekroju kwadratowym ze stali węglowej s235, w których wyfrezowano rowki zgodnie z rysunkiem 2. tablica i. wyniki oznaczania ilości wodoru dyfundującego w stopiwie table i. results of determination of diffusible hydrogen content in deposited metal a) rys. 2. próbka do pomiarów wodoru w złączach wielościegowych: a = 12 mm, b = 12 mm, r = 4 mm, l = 120 mm fig. 2. specimen for determination of diffusible hydrogen content in multilayer joints napoiny próbne wykonano urządzeniem spawalniczym aristo 4000i i elektrodami o średnicy 4 mm: elektroda o otulinie celulozowej shieldarchyp+ (e 42 2 mo c 25) firmy lincoln electric oraz zasadowej ok 48.08 (e 42 4 b 32 h5) firmy esab. elektrody zasadowe suszono przed spawaniem według zaleceń producenta. każda z napoin wykonywana była osobną elektrodą prądem stałym o biegunowości dodatniej. napoiny wykonano z natężeniem prądu spawania z zakresu 118÷123 a, napięcie łuku wynosiło 23÷29 v, a ilość wprowadzonego ciepła 0,9÷1,3 kj/mm. po wykonaniu każdego ściegu próbki były natychmiast chłodzone w wodzie z lodem w celu zatrzymania dyfuzji wodoru. na rysunku 3 pokazano fotografie przykładowych próbek, a w tablicy i zamieszczono wyniki pomiaru ilości wodoru dyfundującego w stopiwie. rys. 3. próbki z napoinami: a) próbka z jednym ściegiem; b) próbka z czterema ściegami fig. 3. specimens with weld deposits: a) specimen with one weld bead; b) specimen with four weld beads b) podsumowanie potencjalne awarie rurociągów przesyłowych niosą za sobą koszty związane z przerwami w dostawach paliw oraz zagrożenie dla bezpieczeństwa energetycznego. stąd bardzo ważne jest zapewnienie jakości podczas wytwarzania elementów rurociągów oraz podczas ich łączenia. opracowanie technologii spawania rurociągów wykonywanych ze stali o podwyższonej i wysokiej wytrzymałości wymaga ograniczenia skłonności do tworzenia pęknięć zimnych, a to można uzyskać dzięki stosowaniu niskowodorowych procesów spawania. z analizy rezultatów badań przedstawionych na rysunku 4 zgodnie z przewidywaniami wynika, że spawanie wielościegowe zmniejsza ilość wodoru dyfundującego l. p. rodzaj próbki ilość wodoru dyfundującego w stopiwie hd ml/100 g średnia ilość wodoru dyfundującego w stopiwie hd ml/100 g 1 ec (3 min) 39,71 40,2640,85 40,23 2 ec+eb 23,21 21,6119,06 22,57 3 ec+eb+eb 17,84 16,7016,56 15,72 4 ec+eb+eb+eb 13,77 11,7510,07 11,42 5 ec (6 min) 38,33 38,2337,98 38,38 6 ec (9 min) 38,11 39,8142,19 39,14 7 ec (12min) 40,15 37,4636,30 35,93 6 przegląd spawalnictwa 8/2014 rys. 4. wpływ liczby ściegów na zawartość wodoru dyfundującego w stopiwie fig. 4. effect of number of weld beads on diffusible hydrogen content in deposited metal w stopiwie. o intensywności tego zjawiska decydują dwa mechanizmy. pierwszy polega na wzmożonej dyfuzji wodoru z próbki do otoczenia spowodowanej oddziaływaniem ciepła pochodzącego z wykonywania kolejnych ściegów. drugim mechanizmem jest wymieszanie stopiwa (z elektrody celulozowej i zasadowej) o znacznej różnicy (ok. 36 ml/100 g) zawartości wodoru. tym drugim mechanizmem można tłumaczyć fakt, że różnica zawartości wodoru dyfundującego między próbkami z jednym ściegiem wykonanym elektrodami celulozowymi (ec) i próbkami z pierwszym ściegiem wykonanym elektrodami celulozowymi i drugim elektrodami zasadowymi (ec+eb) jest znacznie wyższa (ok. 19 ml/100 g) niż różnica (ok. 5 ml/100 g) zawartości wodoru dyfundującego między kolejnymi próbkami wykonanymi elektrodami celulozowymi i zasadowymi (ec+eb oraz ec+eb+eb). zaobserwować można prawie identyczny spadek zawartości wodoru dyfundującego na poziomie ok. 5 ml/100 g przy wykonaniu kolejnego ściegu elektrodą zasadową (ec+eb+eb+eb). w zakresie przeprowadzonych badań nie osiągnięto poziomu procesów niskowodorowych (h5). implikuje to kierunek kontynuacji badań, które należy wykonywać metodą rtęciową zalecaną do badania procesów niskowodorowych przez normę [28]. z drugiej części badań (rys. 5) wynika, że wydłużenie czasu pomiędzy wykonaniem napoiny a umieszczeniem próbki w stanowisku pomiarowym nie wpłynęło na wskazania ilości wodoru dyfundującego w stopiwie. świadczy to o tym, że wyniki z pierwszej części badań nie są obarczone błędem proceduralnym. z punktu widzenia mechanizmu formowania się pęknięć zimnych bardziej adekwatną miarą ilości wodoru dyfundującego w złączu jest odnoszenie jego zawartości do masy przetopionego metalu (spoiny) [20]. spawanie wielościegowe jednocześnie obniża ilość wodoru dyfundującego i zwiększa objętość spoiny, a więc wpływa dwutorowo na zmniejszenie jej nawodorowania. zweryfikowanie tej hipotezy wymaga dodatkowych badań. rys. 5. zależność między czasem opóźnienia ekstrakcji wodoru a wskazaniami metody glicerynowej fig. 5. the relationship between the time delay of hydrogen extraction and results of measurement by glycerin method wnioski – w przypadku analizowanej typowej technologii spawania rurociągów wzrost liczby ściegów spowodował zmniejszenie zawartości wodoru dyfundującego w stopiwie z 40,26 do 11,75 ml/100 g, a więc w przyjętym zakresie badań nie osiągnięto poziomu procesów niskowodorowych. – wydłużenie czasu opóźnienia umieszczenia próbek w stanowiskach pomiarowych do 12 minut nie wpłynęło na wyniki oznaczania wodoru dyfundującego w stopiwie. – badania można kontynuować w kierunku zweryfikowania możliwości osiągnięcia poziomu procesów niskowodorowych, jednak wymagałoby to zastosowania metody rtęciowej i próbek o innym kształcie umożliwiających wykonanie większej liczby ściegów. 7przegląd spawalnictwa 8/2014 literatura [1] bielawski j., scsaurszki t.: współczesna krajowa i zagraniczna praktyka w spawaniu rurociągów wysokociśnieniowych. materiały vi krajowej naukowo-technicznej konferencji spawalniczej „jakość w spawalnictwie”, międzyzdroje 8-10.05.2001. [2] adamiec p., josz k., kucia j.: prace spawalnicze przy budowie rurociągu przepływowego gazu w austrii. przegląd spawalnictwa 11/1994. [3] widgery d.: spawanie rurociągów gazowych w nowym stuleciu. biuletyn instytutu spawalnictwa 3/2000. [4] felber s.: mechanical-technological and fracture mechanical properties of the high grade pipeline-steel x80 with results of different pipeline-projects. welding in the world 5-6/2008. [5] felber s.: welding of the high grade pipeline-steel x80 and description of different pipeline-projects. welding in the world 5-6/2008. [6] adamiec p., dziubiński j., tasak e.: materiały i technologie wytwarzania rur. odysseum, warszawa 1998. [7] keszthelyi f.: spawanie rurociągów. wydawnictwa naukowo-techniczne, warszawa 1977. [8] widgery d.: double jointing of high strength pipelines. welding in the world 11-12/2010. [9] gianetto j. a., bowker j. t., dorling d. v.: assessment of properties and microstructure of x100 pipeline girth welds. welding in the world 11-12/2005. [10] yapp d., blackman s. a.: recent developments in high productivity pipeline welding. journal of the brazilian society of mechanical sciences and engineering 1/2004. [11] anon. new low-hydrogen stick electrode helps pipeline contractor. pipeline&gas journal 10/2009. [12] liu h., li h., li z., shi y.: experimental study on metal transfer and welding spatter characteristics of cellulose electrode. chinese journal of mechanical engineering 7/2010. [13] ramirez j. e., johnson m.: effect of welding parameters and electrode condition on alloying enrichment of weld metal deposited with coated cellulosic electrodes. welding journal 11/2010. [14] pakos r.: właściwości złączy spawanych wykonanych elektrodami zasadowymi i celulozowymi. przegląd spawalnictwa 4/2011. [15] pakos r.: ocena technologii spawania stali o podwyższonej wytrzymałości elektrodą celulozową. przegląd spawalnictwa 5/2011. [16] posch g., fiedler m., berger w., königshofer h., fischer j.: investigation of hac-susceptibility of multi-layer welds with the “bead bend test”. procedure and examples. welding in the world 9/2006. [17] brózda j., zeman m.: zwijana na gorąco w kręgi stal z podwyższoną zawartością niobu na rurociągi przesyłowe i jej spawalność. xvii seminarium naukowo – techniczne: badania materiałowe na potrzeby elektrowni i przemysłu energetycznego. zakopane, 23-25 czerwca 2010. [18] tasak e.: metalurgia spawania. wydawnictwo jak, kraków 2008. [19] kozak t.: resistance to cold cracking of welded joints made of p460nl1 steel. advances in materials science 3/2011. [20] pokhodnya i. k., yavdishchin i. r., paltsevich a. p., shvachko v. i., kotelchuk a. s.: metallurgy of arc welding. interaction metal with gases. naukova dumka, kiev 2004. [21] pańcikiewicz k., zielińska-lipiec a., tasak e.: cracking of high-strength steel welded joints. advances in materials science 3/2013. [22] granjon h.: the “implants” method for studying the weldability of high strength steels. metal construction and british welding journal 11/1969. [23] signes e. g., howe p.: hydrogen-assisted cracking in highstrength pipeline steels. welding journal 8/1988. [24] vuik j.: an update of the state-of-the-art of weld metal hydrogen cracking. welding in the world 5/1993. [25] kotecki d. j.: hydrogen reconsidered. welding journal 8/1992. [26] lensing c. a., park y. d., maroef i. s., olson d. l.: yttrium hydrogen trapping to manage hydrogen in hsla steel welds. welding journal 9/2004. [27] fydrych d., tomków j., świerczyńska a.: determination of diffusible hydrogen content in deposited metal of rutile electrodes by glycerin method. metallurgy and foundry engineering 1/2013. [28] pn-en iso 3690:2012 spawanie i procesy pokrewne. oznaczanie zawartości wodoru w metalu spoiny. imię i nazwisko kontakt do osoby zamawiającej: adres nip zamawiam książkę plany spawania – teoria i praktyka w redakcji przegląd spawalnictwa w liczbie .... egz. cena 1 egzemplarz książki jacka słani: plany spawania – teoria i praktyka wynosi: 80 zł (w tym 5% vat) w celu zamówienia książki w redakcji należy wypełnić formularz zamieszczony obok i przesłać go w formie faksu, skanu lub listu na adres: redakcja – przegląd spawalnictwa aw simp ul. świętokrzyska 14a, 00-050 warszawa tel.: 22 827 25 42, faks: 22 336 14 79 e-mail: redakcja@pspaw.pl wpłaty należy dokonać na rachunek bankowy: bank bph s.a. oddział w warszawie 45 1060 0076 0000 3200 0043 1836 podpis ______________________________________________________ firma plany spawania teoria i praktyka – jacek słania oświadczam, że jestem podatnikiem vat i upoważniam firmę do wystawienia faktury bez podpisu 201209_pspaw.pdf 31przegląd spawalnictwa 9/2012 artur wypych trwałość elementów systemu natryskowego i właściwości wytworzonych warstw w funkcji jakości drutów proszkowych service life of thermal spraying system elements  and create surfaces properties as a core wires  quality function dr inż. artur wypych – politechnika poznańska. streszczenie badaniom poddano dwa druty proszkowe o średnicy 1,6 mm pochodzące od różnych producentów, przeznaczone do natryskiwania cieplnego warstw o podwyższonej odporności na zużycie erozyjne. druty zbadano pod względem jakości drobin sypkiego rdzenia, jakości powierzchni metalowej otoczki oraz jej geometrii. badane druty wykorzystano do wytworzenia warstw wierzchnich metodą łukową. otrzymane warstwy analizowano z uwagi na mikrostrukturę, skład chemiczny, porowatość, twardość oraz osadzenie warstw w podłożu stalowym. określono trwałość wybranych elementów systemu natryskowego dla każdego z drutów. abstract two cored wires which diameter is a 1.6 mm has been investigated. wires came from the other manufacturers and appropriated to thermal spraying of erosion wear surface layer. the wires have been examined for the sake of chemical composition of the metallic tape and the core, wire surface quality and geometry of metal halo. wires have been used to surface layers creation by arc spraying. the fabricated layers analyzed in respect of microstructure, chemical composition, porosity, hardness and surface deposition on substrate steel material. service life of spraying system selected elements for each wire has been determined. wstęp zastosowanie metalicznych materiałów powłokowych do wytwarzania warstw zabezpieczających przed destrukcyjnym działaniem środowiska w warunkach eksploatacyjnych jest działaniem ważnych w przemyśle energetycznym. w tym aspekcie wykorzystuje się metody napawania, gdzie dochodzi do wymieszania się składników w jeziorku spawalniczym oraz metody natryskiwania cieplnego bez mieszania się materiału powłokowego z podłożem lub gdzie stopień wymieszania jest bardzo niewielki. ponadto metody napawania wykazują zdecydowanie większą ilość wprowadzonego ciepła. występujące gradienty temperatury zarówno podczas nagrzewania, jak i stygnięcia dają efekt w postaci naprężeń cieplnych i przemian mikrostrukturalnych w obszarze występującej przy napawaniu strefy wpływu ciepła w materiale rodzimym. zmiany kształtu i wymiarów oraz stosowanie zabiegów dodatkowych przed i po napawaniu generują pewne ograniczenia i utrudnienia technologiczne, a także dodatkowe koszty w przypadku napawania detali cienkościennych. rozwiązaniem tego problemu może być wytworzenie warstwy wierzchniej za pomocą natryskiwania łukowego, gdzie temperatura materiału rodzimego nie przekracza wartości występowania przemian w mikrostrukturze i naprężenia cieplne zostają zredukowane [1÷3]. celem badań było porównanie stosowanych na dużą skalę w przemyśle materiałów powłokowych do natryskiwania w postaci drutów proszkowych o takim 32 przegląd spawalnictwa 9/2012 samym przeznaczeniu, technologii wytwarzania i składzie chemicznym, oferowanych przez różnych producentów, pod względem ich jakości, właściwości warstw i zużywania się elementów systemu natryskowego. podjęto próbę wytworzenia warstw o podwyższonej twardości i odporności na zużycie erozyjne za pomocą natryskiwania łukowego. zastosowano druty proszkowe dostępne w katalogach producentów o składzie chemicznym podanym w tablicy i. druty wytworzono z taśmy metalowej prasowanej przez ciągnienie, w której wnętrzu umieszczono sypki rdzeń. takie materiały powłokowe do natryskiwania nie są dostępne z otoczką w postaci rurki bezszwowej, co dotychczas uniemożliwia wykonanie badań porównawczych [4÷11]. warstwy natryskiwano za pomocą pistoletu ld/u2 z układem zamkniętym dyszy, dającym efekt zmniejszania wymiaru cząstek natryskiwanych, produkcji sulzer metco, współpracującym ze źródłem flexi arc 300 tej samej firmy [12]. zastosowano następujące podstawowe parametry procesu: odległość natryskiwania 150 mm, natężenie prądu natryskiwania 190 a, napięcie łuku 30 v, grubość powłoki natryskiwanej 500 µm. badanie jakości drutów proszkowych druty oznaczone symbolami a i b wytworzone z taśmy poddano badaniom pod kątem morfologii sypkiego rdzenia. w przypadku drutu a stwierdzono występowanie dużych drobin o rozmiarach zbliżonych, nieregularnym kształcie, na których powierzchni widoczne są typowe przełomy o kruchym charakterze (rys. 1). rdzeń drutu b tworzą ziarna proszku o mocno zróżnicowanych wymiarach, nieregularnym kształcie i powierzchni podobnej do rdzenia drutu a (rys. 2). skład chemiczny rdzenia przedstawiono w tablicy ii. tablica i. skład chemiczny drutów a i b według karty charakterystyki producenta table i. chemical composition of a and b wires according to material issue list by manufacturer pierwiastek, % wag. c si mn cr fe b a 0,09 1,3 1,2 27,3 baza 3,55 b 0,09 1,1 1,2 28,2 baza 3,85 tablica ii. skład chemiczny rdzenia drutów a i b table ii. chemical composition of core a and b wires pierwiastek, % wag. si mn cr fe b a 0,9 1,8 75,9 14,8 6,4 b 5,6 3,2 79,3 4,9 6,2 rys. 1. obraz ziaren proszku stanowiących sypki rdzeń drutu a, duże ziarna o zbliżonych rozmiarach fig. 1. core particles of wire a, large homothetic sizes particles rys. 2. obraz ziaren proszku stanowiących sypki rdzeń drutu b, ziarna o znacznie zróżnicowanych rozmiarach fig. 2. core particles of wire b, diversified sizes particles w zakres badania jakości drutów włączono powierzchnię metalowej otoczki utworzonej z taśmy [13]. wykonano badanie topografii powierzchni drutów (rys. 3 i 4). zaobserwowano znaczne różnice w jakości powierzchni z uwagi na jej gładkość. powstałe obrazy przedstawiają znacznie lepszą jakość powierzchni drutu oznaczonego symbolem b niż jakość powierzchni drutu a. ocenę wizualną zweryfikowano pomiarem chropowatości powierzchni drutów w przypadkowo wybranych miejscach. dla drutu a stwierdzono wartość rys. 3. topografia powierzchni drutu a z zachowaniem jego kształtu fig. 3. surface topography of wire a with shape conservation rys. 4. topografia powierzchni drutu b z zachowaniem jego kształtu fig. 4. surface topography of wire b with shape conservation tablica iii. wyniki pomiaru chropowatości powierzchni drutów table iii. result the roughness of surface wires measurement parametr ra, µm rz, µm a 1,79 60,71 b 0,90 17,18 33przegląd spawalnictwa 9/2012 ra = 1,79 µm oraz wartość rz = 60,71 µm. dla drutu b wartości parametru wyniki były następujące: ra = 0,90 µm, rz = 17,18 µm (rys. 5 i 6, tabl. iii). z punktu widzenia trwałości podzespołów urządzeń do natryskiwania o jakości drutów decyduje również metalowa otoczka zamykająca wewnątrz sypki rdzeń. wykonano pomiary geometrii w celu stwierdzenia symetrii kołowej bądź owalizacji oraz efektu domykania krawędzi i szczelności otoczki dla sypkiego rdzenia. formowaniu metalowej taśmy do postaci rurowej często towarzyszy zjawisko relaksacji. wówczas sypki rdzeń może swobodnie przemieszczać się we wnętrzu metalowej otoczki. znacznie poważniejszy problem występuje, gdy sypki rdzeń wysypuje się przez niedomkniętą otoczkę – wówczas mogą ulec zmianie właściwości warstwy wierzchniej wytworzonej tym drutem. w większości przypadków proszek nie wysypuje się przez powstałą szczelinę po zwinięciu taśmy, jeśli drut jest formowany na zakładkę (rys. 7) [14÷17]. w badanym drucie a długość zakładki wynosi ok. 600 µm przy grubości materiału otoczki ok. 200 µm. w przypadku kształtowania doczołowego taśmy do postaci drutu, zjawisko relaksacji powoduje otwieranie się otoczki – obwód nie zostaje zamknięty i przez powstałą szczelinę sypki rdzeń może wysypywać się na zewnątrz (rys. 8). prawdopodobieństwo jest szczególnie duże wówczas, gdy rozmiar szczeliny jest porównywalny lub większy od rozmiaru drobin sypkiego rdzenia. wymiary szczelin w drucie a wynoszą od ok. 150 do ok. 230 µm (rys. 9), natomiast wymiary najmniejszych drobin sypkiego rdzenia wynoszą ok. 100 µm (rys. 1). w wyniku takich relacji co do wielkości możliwe jest wysypywanie się sproszkowanego rdzenia przez szczelinę i powstawanie wewnątrz drutu pustych przestrzeni. powstają wówczas zakłócenia podczas natryskiwania łukowego oraz mogą ulec zmianie właściwości wytworzonej warstwy natryskiwanej. wypełnienie metalowej otoczki, o jednakowej grubości, sypkim rdzeniem określono za pomocą pomiarów masy odcinków drutu o takiej samej długości wynoszącej 375 mm. w przypadku drutu a największa masa ma wartość 4,582 g, a najmniejsza 3,506 g. różnica między nimi wynosi 1,076 g, co stanowi ok. 25% średniej masy pojedynczego odcinka drutu a. dla drutu b największa masa wynosi 4,312 g, a najmniejsza 4,270 g. stąd różnica pomiędzy największą i najmniejszą masą jest równa rys. 5. powierzchnia drutu a badana podczas pomiaru chropowatości, wartości parametrów ra i rz podano w tablicy iii fig. 5. wire a surface form during the roughness measurement, value of ra and rz parameters gave in table iii rys. 6. powierzchnia drutu b badana podczas pomiaru chropowatości, wartość parametrów ra i rz podano w tablicy iii fig. 6. wire b surface form during the roughness measurement, value of ra and rz parameters gave in table iii rys. 7. przekrój poprzeczny i wielkość zakładki powstałej podczas formowania drutu – dla a wynosi ok. 600 µm fig. 7. cross-section and size of overlap create during of wire forming process – for a wire it amount about 600 µm rys. 8. przekroje poprzeczne drutu z widocznymi przerwami w obwodzie metalowej otoczki – drut a fig. 8. cross-sections of wires with evidently no overlapping of metal halo – wire a rys. 9. przykładowy przekrój poprzeczny drutu z wymiarem szczeliny w miejscu niedomkniętych krawędzi metalowej taśmy – drut a fig. 9. example of cross-section of wire with the gap size between the unclosed edges of metal halo – wire a 34 przegląd spawalnictwa 9/2012 0,042 g, co stanowi ok. 1% średniej masy pojedynczego odcinka drutu b. ponadto przeprowadzono obserwację obecności sypkiego rdzenia w 10-milimetrowych odstępach na odcinkach wynoszących 10 000 mm i stwierdzono 4-krotnie brak obecności rdzenia w przypadku drutu a. długości odcinków drutu bez wypełnienia sięgały 170÷300 mm. dla drutu b stwierdzono obecność rdzenia na całej długości obserwowanych odcinków. w przypadku drutu b zaobserwowano całkowite wypełnienie metalowej otoczki sypkim rdzeniem bez występowania pustych przestrzeni wewnątrz drutu. pomimo występującego zjawiska relaksacji oraz bardzo małych wymiarów drobin sypki rdzeń pozostał nieruchomy (nie przesypywał się luźno) wewnątrz drutu. we wszystkich przypadkach nastąpiło zamknięcie drutu na zakładkę o bardzo zbliżonej długości zakładki wynoszącej średnio 1200 µm przy grubości otoczki ok. 150 µm (rys. 10). na podstawie pomiarów średnic przekrojów poprzecznych drutów na zgładach metalograficznych nie stwierdzono występowania owalności żadnego z nich. badanie warstw natryskiwanych drutami proszkowymi z zastosowaniem badanych drutów a i b wytworzono warstwy na przygotowanym podłożu o rozwiniętej powierzchni, za pomocą natryskiwania łukowego [18]. wykorzystano to samo urządzenie, posługując się takimi samymi parametrami procesu. natryskiwanie wykonano na dwóch oddzielnych elementach, z których pobrano próbki do badań z trzech różnych przypadkowo wybranych miejsc. wykonano pomiary twardości warstw na ich powierzchni za pomocą urządzenia innovatest nexus. zastosowano metodę vickersa z obciążeniem wgłębnika siłą 2,94 n skierowaną prostopadle do powierzchni warstwy. wykonano pomiary w miejscach pobrania próbek oraz wyznaczono wartość średnią. twardość warstwy wytworzonej za pomocą drutu a wynosiła 890 hv0,3, a warstwy utworzonej za pomocą drutu b – 1090 hv0,3 (tabl. iv). w celu określenia mikrostruktury i składu chemicznego wytworzonych warstw wykonano badania przy użyciu mikroskopu elektronowego vega 5135 o zdolności rozdzielczej 3,5 nm, współpracującego z detektorem si(li) pism 2000 produkcji pgt o rozdzielczości spektralnej 135 ev. podczas badań stosowano napięcie przyspieszające 15 i 20 kv. do precyzyjnego zbadania składu chemicznego zastosowano spektrometr fluorescencji rentgenowskiej eagle iii. w przypadku zastosowania obydwu drutów stwierdzono spójność warstw oraz typową pasmową budowę warstw powstałą podczas odkształcania i zakleszczania się poszczególnych drobin materiału natryskiwanego z charakterystycznymi pasmami tlenkowymi (rys. 15 i 16). badanie składu chemicznego próbek pobranych z różnych obszarów wykazało zawartość kluczowych pierwiastków w postaci żelaza i manganu w warstwie wytworzonej za pomocą drutu a ok. 3% fe oraz 0,2% mn większą niż w warstwie wytworzonej drutem b, zawartość chromu większa o ok. 1,5% i krzemu o ok. 0,5% w warstwie wytworzonej drutem b, natomiast zawartość boru zbliżona w obydwu warstwach i wynosiła ok. 6% wag. (tabl. v). wykonano badania porowatości warstw nakładanych drutami a i b, uzyskane wyniki przedstawiono w tablicy vi. warstwa wykonana drutem a charakteryzuje się większą porowatością wynoszącą 10%, natomiast warstwa wykonana drutem b wykazuje mniejszą, 8% porowatość. jednym z czynników decydujących o właściwej funkcjonalności warstwy jest adhezyjne oddziaływanie materiału natryskiwanego i podłoża na powierzchni granicznej. przekrój poprzeczny powierzchni rys. 10. przekrój poprzeczny i wielkość zakładki powstałej podczas formowania drutu – dla b wynosi ok. 1200 µm fig. 10. cross-section and size of overlap create during of wire forming process – for b wire it amount about 1200 µm tablica. iv. twardość warstw w miejscach pobrania próbek oraz średnia wartość twardości warstw table. iv. surfaces hardness in test places and average hardness of surfaces nr próbki twardość hv0,3 w miejscach pobrania próbek średnia twardość warstw hv0,3 a-1 893 890a-2 985 a-3 847 b-1 927 1090b-2 1168 b-3 1175 tablica v. zawartość pierwiastków w warstwach natryskiwanych drutami proszkowymi, % wag. table v. in percentages contents of elements in surfaces spraying by core wires, % wt. pierwiastek a-1 a-2 a-3 b-1 b-2 b-3 fe 65,99 65,16 65,46 63,99 64,30 62,61 b 5,40 6,52 6,47 6,64 5,87 6,39 cr 27,02 26,58 26,45 26,93 28,29 29,14 si 1,08 1,15 1,02 2,00 1,34 1,46 mn 0,52 0,59 0,60 0,44 0,21 0,40 tablica vi. porowatość warstw natryskiwanych drutami a i b table vi. the roughness of surfaces spraying by a and b wires warstwa porowatość, % a 10 b 8 35przegląd spawalnictwa 9/2012 granicznej dla badanych warstw przedstawiono na rysunkach 13 i 14. warstwy natryskiwane obydwoma drutami wykazują adhezję materiału natryskiwanego do podłoża wzdłuż całej powierzchni granicznej. z rentgenowskiej mikroanalizy strukturalnej warstwy wykonanej drutem a wynika obecność wydzieleń crmn oraz związków mnsi (rys. 11 i 12). ponadto w warstwie tej stwierdzono wydzielenia sic oraz feb. warstwa wytworzona za pomocą drutu b charakteryzuje się występowaniem crb2 oraz mnsi (rys. 13 i 14). stwierdzono także obecność cr3si oraz mn2b. przedstawione badania drutów uzupełniono przez określenie zużywania się prowadnic drutu podczas natryskiwania łukowego. materiał powłokowy w postaci drutu proszkowego a powoduje znacznie szybsze zużywanie się prowadnic drutu niż materiał powłokowy w postaci drutu b. w przypadku drutu a prowadnice zostały zużyte po natryskiwaniu drutu w ilości 9 kg, rys. 11. dyfraktogram rentgenowski warstwy a, wydzielenia crmn fig. 11. x-ray diffraction pattern for the surface a, crmn precipitation rys. 12. dyfraktogram rentgenowski warstwy a, wydzielenia mnsi fig. 12. x-ray diffraction pattern for the surface a, mnsi precipitation rys. 13. dyfraktogram rentgenowski warstwy b, wydzielenia crb2 fig. 13. x-ray diffraction pattern for the surface b, crb2 precipitation rys. 14. dyfraktogram rentgenowski warstwy b, wydzielenia mnsi fig. 14. x-ray diffraction pattern for the surface b, mnsi precipitation 36 przegląd spawalnictwa 9/2012 po czym proces przebiegał w sposób przerywany z powodu zakleszczania się drutu w kanale prowadzącym prowadnicy drutu. przyczyną zakleszczania się drutu jest wyżłobienie rowka o głębokości dochodzącej, w niektórych miejscach, do średnicy drutu. proces zużycia jest przyspieszony przez większą chropowatość powierzchni drutu i obecność sypkiego rdzenia między warstwami trącymi metalowej otoczki i kanału prowadzącego prowadnicy drutu. rdzeń drutu jest obecny u wlotu kanału prowadzącego i działa wówczas jak ścierniwo (rys. 19). prowadnice drutu zastosowane do natryskiwania materiału b wykazują zużycie przez wyżłobione przez drut rowki (rys. 20). przedstawione zużycie osiągnięto po natryskiwaniu 15 kg drutu b, przy czym nie wystąpiły przerwy ani inne zakłócenia procesu. rys. 17. przekrój poprzeczny warstwy natryskiwanej drutem a – osadzenie w podłożu stalowym fig. 17. cross section a coating spraying by wire a – deposit on substrate in the form of steel rys. 18. przekrój poprzeczny warstwy natryskiwanej drutem b – osadzenie w podłożu stalowym fig. 18. cross section a coating spraying by wire b – deposit on substrate in the form of steel rys. 15. przekrój poprzeczny warstwy natryskiwanej drutem a fig. 15. cross-section of surface spraying by a wire rys. 16. przekrój poprzeczny warstwy natryskiwanej drutem b fig. 16. cross-section of surface spraying by b wire rys. 19. widok prowadnicy drutu od strony wlotowej po natryskiwaniu 9 kg drutu a fig. 19. view of current terminal on inlet side after the 9 kg of wire a spraying rys. 20. widok prowadnicy drutu od strony wlotowej po natryskiwaniu 15 kg drutu b fig. 20. view of current terminal on inlet side after the 15 kg of wire b spraying podsumowanie zbadano dwa druty proszkowe a i b formowane z taśmy, wypełnione sypkim rdzeniem metalicznym. w przypadku drutu a drobiny rdzenia mają wymiary od ok. 100 µm, a na powierzchni widoczne są typowe przełomy o kruchym charakterze (rys. 1). drut b charakteryzują mocno zróżnicowane co do wielkości drobiny rdzenia o powierzchni podobnej do rdzenia drutu a (rys. 2). 37przegląd spawalnictwa 9/2012 wnioski na podstawie wykonanych badań można stwierdzić, że: – metoda wytwarzania drutów proszkowych wpływa na jakość wytworzonych warstw przez zmianę składu chemicznego, twardości i porowatości oraz niezakłócony przebieg procesu i trwałość podzespołów urządzeń do natryskiwania łukowego, – kształtowanie drutów proszkowych z taśmy może być przeprowadzone w sposób zabezpieczający przed wysypywaniem się rdzenia nawet wtedy, kiedy drobiny mają bardzo małe wymiary rzędu kilku µm, literatura [1] welding handbook. aws. miami, floryda: 1998, ed. 8, vol. 4. materials and applications, pt. 2, chapt. 7, s. 409-412. [2] klimpel a.: napawanie i natryskiwanie cieplne. technologie. wnt warszawa, 2000. [3] wypych a.: struktura i właściwości napoin nadstopu niklu na stali niskostopowej, rozprawa doktorska, poznań 2011. [4] katalog materiałów spawalniczych oerlikon, 2012. [5] katalog materiałów spawalniczych drahtzug stein, 2012. [6] katalog materiałów spawalniczych messer eutectic castolin, 2012. [7] materiały spawalnicze lincoln electric, 2012. [8] materiały spawalnicze esab, 2012. [9] materiały spawalnicze corodur fulldraht gmbh, 2012. [10] materiały spawalnicze thyssenkrupp energostal, 2012. [11] druty do natryskiwania cieplnego flame spray technologies, 2012. [12] dokumentacja techniczna pistoletu do natryskiwania łukowego o zamkniętym układzie dyszy produkcji sulzer metco, 2012. – techniki wytwarzania drutów proszkowych umożliwiają wykonanie drutów o przekroju kołowym bez owalizacji, – drut o zmniejszonej zawartości chromu i krzemu umożliwia wytworzenie warstwy o zmniejszonej twardości (różnica wynosi 200 hv0,3 w porównaniu z drutem o podwyższonej zawartości chromu i krzemu) oraz o 2% większej porowatości, – chropowatość powierzchni oraz wysypujący się przez szczelinę metalowej otoczki rdzeń mogą przyspieszać zużycie prowadnic drutu. [13] burdek m., kubiczek m., marcisz j.: metody badań topografii powierzchni, składu chemicznego i mikrostruktury powłok cynkowych na wyrobach stalowych. inżynieria powierzchni, 2007, nr 2, s. 66-68. [14] heywood j., cross w.: cored wire review. svedsaren. 1996, vol. 51, nr 1-2, s. 3-5. [15] lyttle a.: metal cored wires: were do they fit in your future? welding journal, vol. 75, nr 10, s. 35-38. [16] welding handbook. aws. miami, floryda: 1991, ed. 8, vol. 2. welding processes, chapt. 28, s. 872-874, s. 885-888. [17] howes ch. p.: thermal spraying: process, preparation, coatings and applications. welding journal, 1994, vol. 73, nr 4, s. 47-51. [18] schurholt g.: przygotowanie podłoża do natryskiwania cieplnego. przegląd spawalnictwa, nr 12, 2009, s. 43-47. w badaniach topografii powierzchni za pomocą profilometru stwierdzono znacznie mniejszą chropowatość metalowej otoczki drutu b (rys. 3 i 5), której parametr ra = 0,90 µm, a rz = 17,18 µm. wartości te są znacznie większe dla powierzchni drutu a, gdzie ra = 1,79 µm, a rz = 60,17 µm (tabl. iii). obydwa druty zostały utworzone z taśmy przez zawijanie na zakładkę o długości 600 µm dla drutu a i długości 1200 µm dla drutu b. ponadto w przypadku drutu a wystąpiły miejsca, gdzie krawędzie nie zachodziły na siebie, tworząc zakładkę i połączone były doczołowo (bez spajania). występujące zjawisko relaksacji było przyczyną powstawania szczeliny między krawędziami i wysypywania się drobin sypkiego rdzenia widocznych także na powierzchni prowadnic drutu (rys. 8, 9, 19). w przypadku drutu b sypki rdzeń nie wysypywał się z wnętrza metalowej otoczki pomimo znacznie mniejszych wymiarów drobin rdzenia (rys. 10, 20). badane druty wykorzystano do natryskiwania łukowego warstw wierzchnich. wykonano pomiary twardości warstw. wykazano mniejszą twardość warstwy wytworzonej przy użyciu drutu a wynoszącą 890 hv0,3. warstwa natryskiwana drutem b charakteryzuje się twardością ok. 1090 hv0,3 (tabl. iv). badania mikrostruktury warstwy wykonanej drutem b potwierdziły obecność węglików mc odgrywających znaczną rolę w procesach umocnienia. zwiększona zawartość dodatków stopowych takich jak chrom i krzem może wpływać na ilościowo większe występowanie pozostałych węglików umacniających stop [4]. te dwa czynniki mogą być odpowiedzialne za podwyższoną twardość warstwy natryskiwanej drutem b. obie warstwy wykazują podobną budowę pasmową i kohezję (rys. 15, 16). na podstawie mikroanalizy składu chemicznego stwierdzono obniżoną zawartość chromu i krzemu w warstwie natryskiwanej drutem a oraz podwyższoną zawartość żelaza (tabl. v). warstwa utworzona drutem a wykazuje także większą porowatość ok. 10%, a warstwa natryskiwana drutem b – mniejsza na poziomie 8% (tabl. vi). obie warstwy wykazują adhezję do podłoża wzdłuż całej powierzchni granicznej (rys. 17, 18). najszybciej zużywającymi się elementami systemu natryskowego są prowadnice drutu. w przypadku drutu a prowadnice zużywają się szybciej z powodu wyżłobienia głębokiego rowka, w którym zacina się drut. dla drutu a prowadnice wymagają wymiany po 9 kg, a dla drutu b mogą pracować powyżej 15 kg natryskiwanego materiału (rys. 19, 20). 201401_pspaw_1489.pdf 51przegląd spawalnictwa 1/2014 spawanie w budowie pojazdów do 1939 r. (z teki jacka lassocińskiego) vehicle welding before 1939 (from jacek lassociński’s portfolio) stre zczenie w artykule przedstawiono krótką historię roweru; od konstrukcji drewnianej do bliskiej rowerom współczesnym. opisano również polskie spawane konstrukcje samochodowe i zastosowanie spawania w budowie rowerów. słowa kl czowe spawanie, motoryzacja a tract the paper presents the short story of bicycle: from wood structure to such as current used. some of polish car body welded structures and the use of this techniques for bicycle welding are also presented. ey word : welding, automotive industry t p spawanie w produkcji samochodów rozwinęło się w latach trzydziestych xx wieku, jednak już wcześniej czyniono próby wykonywania karoserii tą metodą. wyeliminowanie połączeń nitowanych zwiększało trwałość konstrukcji, ponieważ zapewniało uniknięcie pęknięć, które przy normalnym użytkowaniu rozpoczynały się w miejscu nitowania. ponadto wykonanie ramy i szkieletu samochodu jako jednej całości pozwalało uzyskać konstrukcję nadzwyczaj sztywną i wytrzymałą. szkielet karoserii stanowił wówczas element nośny, współpracujący z ramą [1]. był on wykonywany z kątowników i płaskowników (rys. 1a), które cięto palnikiem gazowym na odpowiedniej długości elementy, a następnie spawano je płomieniem acetylenowo-tlenowym. tak przygotowany szkielet pokrywano blachą aluminiową (rys. 1b) [2]. spawanie umożliwiło znaczne zmniejszenie ciężaru samochodu. samochód ze szkieletem spawanym wykonanym z elementów o przekroju kwadratowym ważył o 300 kg mniej niż podobne konstrukcje nitowane i skręcane [3]. spawane konstrukcje rurowe miały też tę zaletę, że mogły być produkowane w małych zakładach, bez konieczności zakładania wielkich wytwórni wyposażonych w kosztowne oprzyrządowanie [1]. pierwsze próby budowy w polsce samochodu o konstrukcji szkieletowej spawanej z rur zostały podjęte w 1927 r. w zakładach samochodowych gustaw spöttle w bydgoszczy. samochód ten był wyposażony w używany silnik i części mechaniczne pochodzące z samochodu essex. w kolejnej konstrukcji firmy spöttle karoseria pełniła funkcję ramy, współpracując w przenoszeniu obciążeń z podłużnicami kratowymi, z którymi stanowiła całość (rys. 2) [1]. oprócz anna pocica r inż anna pocica – politechnika opolska. autor korespondencyjny/corresponding author: apocica@po.edu.pl a) b) ry 1 szkielet karoserii: a) widok z przodu, b) szkielet pokryty blachą aluminiową [2] ig 1 car body structure: a) front view, b) aluminium plates structure [2] ry 2 szkielet samochodu osobowego z rur spawanych (a) i gotowy samochód (b) [1] ig 2 pipes welded structure of car body (a) and a car (b) a) b) 52 przegląd spawalnictwa 1/2014 ciekawej konstrukcji szkieletu w samochodach tych zastosowano niezależne zawieszenie przednich kół (rys. 3) i zawieszenie tylne na wahaczu, którego ramiona opierały się na resorach za pośrednictwem poduszek gumowych (rys. 4) [1]. oba nowatorskie rozwiązania zostały opracowane i opatentowane w polsce. konstrukcje szkieletowe stosowano również w budowie krajowych samochodów ciężarowych (rys. 5) [4]. wprowadzenie sztywnych podwozi spowodowało, że konstruktorzy wzmocnili klasyczną ramę samochodu przyspawanymi łukowo blachami bądź też wstawiali poprzeczno-środkowe wiązania. zaczęto również budować podwozia z blach całkowicie spawanych. rama taka była o 60 kg lżejsza od klasycznej ramy z belek korytkowych [5]. wybór metody spawania zależał od wielkości produkcji, konstrukcji samochodów, a także umiejętności robotników wykonujących prace spawalnicze. ry 4 oparcie podwozia na tylnych resorach za pomocą wahacza (patent polski) [1] ig 4 the back of the chassis to the rear suspension using the rocker (polish patent) [1] ry 3 niezależne zawieszenie przednich kół (patent polski) [1] ig 3 independent suspension front wheels (polish patent) [1] podwozie samochodu austro-daimler, wykonane jako konstrukcja kratowa z kształtowników i blach spawanych na styk (doczołowo), zespawano palnikiem acetylenowo-tlenowym. ramy firmy delage spawano łukiem elektrycznym, wykonując spoiny krawędziowe. z kolei peugot stosował ceowniki z wywiniętymi krawędziami zgrzewane punktowo, a krajowe podwozia z rur spawano gazowo [6]. karoserie samochodów spawano wszystkimi wymienionymi metodami, a także zgrzewano je iskrowo, szczególnie w przemyśle amerykańskim i francuskim [6]. oprócz podwozi i karoserii spawano także wahacze samochodowe, wykonywane z blach prasowanych i spawane z ich połówek lub z rur [7]. do utwardzania części pojazdów samochodowych stosowano napawanie powierzchni roboczych (rys. 6 i 7), co zdecydowanie wydłużało ich żywotność [8]. ry 5 szkielet samochodu ciężarowego wykonany z rur spawanych [4] ig 5 the frame of truck made by welded pipes [4] ry 6 części samochodowe utwardzone przez napawanie [8] ig 6 car parts hardened by pad welding [8] ry 7 przyrząd do napawania gniazd zaworowych [8] ig 7 apparatus for welding valve seats [8] opisując historię wytwarzania pojazdów drogowych, nie można zapomnieć o historii roweru. pierwowzorem dzisiejszego roweru był pojazd zbudowany we francji w 1790 r. pod nazwą celerifére, co można przetłumaczyć jako przyspieszacz (rys. 8) [9]. był to drewniany koń ustawiony na 2 kołach, a zmianę kierunku ruchu pojazdu uzyskiwano przez uderzenia w jego głowę. ry 8 przyspieszacz w kształcie konia [9] ig 8 accelerant in the horse shape [9] 53przegląd spawalnictwa 1/2014 w polsce rowery zaczęto produkować na początku xx w. [10]. do września 1939 r. przemysł rowerowy obejmował 79 zakładów różnej wielkości i zatrudniał ok. 3000 robotników. produkowano rowery męskie, damskie, dziecięce, turystyczne, wyścigowe, półwyścigowe, a także wózki rowerowe i części do rowerów [12, 13]. znaczny wpływ na rozwój przemysłu rowerowego miała wojna celna z niemcami, która rozpoczęła się w 1925 r. po wygaśnięciu konwencji górnośląskiej przyznającej polsce prawo do bezcłowego wywozu określonych towarów z górnego śląska do niemiec [14]. w wyniku tej wojny rozpoczęto w polsce wytwarzanie łączników kształtowych, co pozwoliło na całkowite uniezależnienie się od importu przy produkcji lutowanych ram rowerowych. łączniki, ramy, a także widełki wytwarzano z polskich materiałów, a ich jakość dorównywała najlepszym częściom zagranicznym [15]. dzięki radykalnemu podwyższeniu cła na sprowadzane rowery ich produkcja w kraju stała się opłacalna i znacząco wzrosła. duży popyt na rowery, wynoszący rocznie ok. 125 tys. szt., był zaspokajany przez 4 głównych krajowych producentów jedynie w połowie, 40 tys. rowerów sprowadzano z zagranicy, a brakujące 25 tys. szt. wytwarzały nowo powstałe warsztaty [15]. spajanie w produkcji rowerów zastosowano dużo wcześniej niż w przemyśle motoryzacyjnym. już w 1899 r. ramy rowerowe były łączone za pomocą lutowania, a 6 lat później zaczęto stosować spawanie [9]. lutowanie, ze względu na obniżenie plastyczności i niejednorodność, a także małą wytrzymałość ram na zginanie zaczęto ograniczać, zastępując je całkowicie spawaniem [16]. zastosowanie spawania zamiast lutowania rowerów pozwalało zmniejszyć ciężar konstrukcji, a także ułatwiało dostosowanie produkcji do zmian konstrukcyjnych lub wymiarowych. proces spawania, chociaż mniej wydajny, był tańszy, gdyż nie wymagał tylu zabiegów przygotowawczych i wykańczających (tabl. i) oraz dodatkowych łączników i skomplikowanej kształtki pedałowej, której obróbka była kłopotliwa i kosztowna [9]. początkowo spawanie stosowano w dużych fabrykach, doskonale technicznie przygotowanych, lecz czasem zaczęto je również wprowadzać w mniejszych zakładach, nie zawsze uzyskując pożądany efekt, gdyż ramy często pękały w miejscu spawania, co podważyło zaufanie odbiorców do rowerów spawanych. pęknięcia nie były jednak efektem przyjęcia złej metody łączenia, lecz wynikały z nieznajomości prawidłowej technologii spawania, braku odpowiednich urządzeń, a także wysoko wykwalifikowanych spawaczy [17]. pękaniu ram miał zapobiec wynalazek inż. e. milewicza, który zaproponował, by elementy rur i widełek w miejscu łączenia gwintować przed spawaniem lub też wykonywać na powierzchniach drobne i płytkie nacięcia w różnych kierunkach. równocześnie rozmiary części składowych ram i widełek powinny być tak dobrane by średnice elementów wewnętrznych były nieco mniejsze niż średnice odpowiednich części zewnętrznych [18]. ry 9 drezyna [9] ig 9 motor car [9] ry 10 bicykl [9] ig 10 bicycle [9] ry 11 rower z 1886 r. [9] ig 11 bicycle from 1996 [9] kolejna konstrukcja, drezyna, była już wyposażona w specjalne urządzenie kierownicze i miała napęd na przednie koło (rys. 9). rower ten był całkowicie wykonany z drewna, tylko koła miały stalowe obręcze. potem drewno zostało zastąpione przez rury stalowe, wprowadzono przednie widełki, a w 1869 r. zwiększono średnicę przedniego koła (rys. 10). w 1885 r. wprowadzono rowery z tylnym kołem napędowym, dzięki zastosowaniu przekładni łańcuchowej i „korby pedałowej” (rys. 11). rower ten miał konstrukcję praktycznie niezmienianą przez lata; na sztywnej stalowej ramie umieszczone było siodełko, w dolnej części znajdowały się pedały, koło przednie było prowadzące, a tylne napędowe [9]. 54 przegląd spawalnictwa 1/2014 rama lutowana (rys. 12) rama spawana (rys. 13) – dwa łączniki przy kierownicy i jeden łącznik przy siodle – kształtka pedałowa z dwoma odgałęzieniami na mocowanie rurek ramy; całość dokładnie obrobiona – oczyszczanie końcówek rurek przed lutowaniem – obróbka końcowa rurek – założenie łączników, wiercenie i przewlekanie zawleczek – lutowanie z szybkością 5-6 ram na godz.; zużycie na 1 ramę 2-3 m3 gazu świetlnego, odpowiednia ilość lutu mosiężnego oraz topnika – oczyszczanie szczotkami stalowymi, piaskowanie, szlifowanie ręczne i prostowanie na płycie – nie ma łączników – zwykła rurka stalowa – bez oczyszczania – ta sama czynność – sczepianie palnikiem – spawanie gazowe z szybkością 2 ramy na godz.; zużycie na 1 ramę: 150-200 l tlenu i acetylenu oraz odpowiedniej ilości spoiwa (drut ze stali niskowęglowej) – szlifowanie ręczne i prostowanie na płycie ta lica i porównanie procesów lutowania i spawania ram rowerowych [9] ta le i assessment of bonding and welding processes of bicycle frames [9] ry 13 rama spawana [9] ig 13 welded frame [9] ry 12 rama lutowana [9] ig 12 soldered frame [9] uzyskanie prawidłowego i wytrzymałego połączenia wymagało również doboru odpowiedniego gatunku rur, materiału dodatkowego, palnika i wreszcie personelu [19]. do wytwarzania ram zalecano stosowanie rur ze stali o wyższej jakości, bez zanieczyszczeń, przechodzących w czasie topienia materiału do spoiny, co mogło spowodować spadek jej wytrzymałości [11]. skład chemiczny materiału rur, stosowanych we francji, podano w tablicy ii [9]. ponadto, nie można było spawać rur uprzednio lutowanych, gdyż wprowadzenie miedzi z lutu do złącza powodowało powstanie twardych i kruchych faz [20]. rury specjalne, przeznaczone do produkcji ram rowerowych, miały na końcach zgrubienie, które eliminowało niebezpieczeństwo wytopienia materiału, co się często zdarzało przy rurach cienkościennych [19]. za najlepszy materiał dodatkowy do spawania uznano „żelazo szwedzkie”, czyli stal niskowęglową, a także stal zawierającą pewną ilość niklu. średnica drutu zależała od grubości spawanych rur [16]. niezwykle istotny był dobór palnika i technologii wykonania złącza. najlepszy był palnik o wydajności 150÷200 l acetylenu na godzinę. większe palniki umożliwiłyby przyspieszenie spawania, jednak wymagałoby to zastosowania drutu o większej średnicy, co utrudnia jego prowadzenie, a także może powodować przegrzanie lub wytopienie materiałów łączonych [20]. po spawaniu części łączone pokrywano matą azbestową, zapewniającą wolne chłodzenie złącza [16]. rower wytwarzany w latach trzydziestych xx w. miał dużo części składowych wykonywanych metodą spawania. były to ramy – spawane z rur okrągłych, widełki przednie i tylne wykonywane z rur stożkowych, łączniki wykonane ze spawanych odlewów. również przy łączeniu poszczególnych elementów roweru, takich jak: bagażnik, skrzynka pedałowa, uchwyty do pompki czy błotniki stosowano spawanie palnikiem acetylenowotlenowym. rury okrągłe, które były spawane ze zwijanych blach stalowych, wytwarzano na automatycznych urządzeniach do spawania (rys. 14). zwinięta i dokładnie skalibrowana rura przesuwała się ze stałą szybkością pod „wielopłomiennym” palnikiem. po spawaniu złącze szlifowano. wydajność maszyny wynosiła 310 m spoiny na godzinę, przy spawaniu rur o średnicy 30 mm i grubości ścianki 1,5 mm. zużycie gazów wynosiło 11,5 l tlenu i 9,9 l acetylenu na metr bieżący spoiny [9]. rury stożkowe stosowane na widełki były spawane ręcznie z odpowiednio wygiętej i wytłoczonej blachy. przy grubości ścianki 1 mm prędkość spawania wynosiła 30÷40 m/h. podczas spawania jednej rury kolejna znajdowała się obok, przez co uzyskiwano nagrzewanie materiału przed spawaniem [9]. po spawaniu rury wyginano, nadając im odpowiedni kształt (rys. 15), co jednocześnie pozwalało sprawdzić wydłużenie zarówno rury, jak i spoiny [9]. łączniki były spawane w specjalnym uchwycie sprężynowym obracającym się wokół osi poziomej. po wykonaniu jednej spoiny urządzenie obracano o 1800 i wykonywano drugą spoinę. w ciągu godziny 55przegląd spawalnictwa 1/2014 ta lica ii skład chemiczny materiału rur ram rowerowych [9] ta le ii chemical composition of materials for bicycle frames [9] materiał skład chemiczny, % wag. wytrzymałość rm, mpac si mn s i p i 0,08÷0,10 0,06÷0,08 0,015÷0,20 < 0,04 400÷500 ii 0,20÷0,25 0,22÷0,25 0,70÷0,80 0,04 500÷600 iii 0,25÷0,30 0,35 0,90÷1,20 0,04 650÷750 wytwarzano 100÷125 szt. łączników. były one stosowane w przypadku ram lutowanych i przez ich odpowiednie ukształtowanie oraz lakierowanie pozwalały na indywidualizację i nadanie rowerowi wyróżniających cech [9]. tylne części błotników spawano, stosując aparat obrotowy, który pozwalał obracać błotnik w miarę układania spoiny (rys. 16). spawanie wykonywano palnikiem o wydajności 75 l z prędkością 50÷75 szt./h. bagażniki, a także ich mocowanie do ramy wykonywano metodą spawania lub lutospawania, palnikiem o wydajności 150 l. ry 14 urządzenie do wytwarzania rur spawanych [9] ig 14 station for welded pipes manufacturing [9] całkowity czas spawania ramy jednego roweru, wykonanej z rur o średnicy 28 mm i grubości ścianki 1,2 mm, przy stosowaniu palnika o wydajności 225 l acetylenu na godzinę, wynosił 47 min. czas ten ulegał pewnym zmianom, w zależności od grubości łączonych części i sprawności spawaczy [9]. rozwój przemysłu motoryzacyjnego i rowerowego, związany m.in. z zastosowaniem technologii spawalniczych w produkcji, umożliwił usprawnienie pojazdów i obniżenie ich ceny, a tym samym przyczynił się do wzrostu konkurencyjności polskiej gospodarki. ry 15 sposób wykonywania widełek [9] ig 15 the method of handle-bar manufacture [9] ry 16 spawanie części błotnika [9] ig 16 welded parts of mudguard [9] literat ra [1] sznerr a., dobrowolski z.: opis zbudowanych w kraju samochodów o konstrukcji rurowej spawanej. spawanie i cięcie metali 1937, nr 4, s. 66÷70. [2] karoseria zbudowana tanim kosztem. spawanie i cięcie metali 1929, nr 9, s. 162. [3] przegląd prasy zagranicznej. spawanie i cięcie metali 1937, nr 8, s. 174. [4] dobrowolski z.: znaczenie spawania w przygotowaniu obrony kraju i w czasie wojny. spawanie i cięcie metali 1937, nr. spec. ix, s.2÷4. [5] czernielewski s.: wrażenia z xxix salonu samochodowego w paryżu. przegląd techniczny 1935, nr 3, s. 481÷488. [6] dobrowolski z.: postępy i kierunki rozwoju spawania i obróbki płomieniem. przegląd techniczny 1933, nr 10, s. 257÷264. [7] werner j.: niemieckie samochody terenowe. przegląd techniczny 1938, nr 8-9, s. 270÷277. [8] kalendarz spawalniczy 1936, nr 6, s. 282÷283. [9] duver g.: spawanie w przemyśle rowerowym. spawanie i cięcie metali 1939, nr 1, s. 4÷11. [10] ogłoszenie fabryki rowerów i motocykli b. wahren. przegląd techniczny 1905, nr 15, s. 249. [11] informacja. przegląd techniczny 1939, nr 9. [12] ogłoszenia fabryk rowerów inventia, tornedo, k.lipiński, fr. zawadzki. rynek metalowy i maszynowy 1929, nr 26, s. 988. [13] rozszerzenie zakresu produkcji fabryki maszyn precyzyjnych tow. akc. inventia w poznaniu ul. łazarska 6. rynek metalowy i maszynowy 1926, nr 50, s. 1047. [14] jezierski a., leszczyńska c.: historia gospodarcza polski. wyd. key text, warszawa 2003, s. 320. [15] przemysł rowerowy a wojna celna z niemcami. rynek metalowy i maszynowy 1929, nr 10, s. 294. [16] hendzl w.: jeszcze o spawaniu w przemyśle rowerowym i motocyklowym. rynek metalowy i maszynowy 1930, rok x, s. 1351. [17] z.: znaczenie spawania w fabrykacji rowerów i motocykli. rynek metalowy i maszynowy 1930, nr 31, s. 1232. [18] nowa metoda łączenia poszczególnych członów ramy. rynek metalowy i maszynowy 1930, nr 31, s. 1232. [19] hendzl w.: znaczenie spawania przy fabrykacji ram rowerowych i motocyklowych. rynek metalowy i maszynowy 1931 (40), s. 1129. [20] hendzl w.: znaczenie spawania przy fabrykacji ram rowerowych i motocyklowych. rynek metalowy i maszynowy 1931 (41), s. 1154. 201109_pspaw.pdf 43przegląd spawalnictwa 9/2011 andrzej klimpel agnieszka rzeźnikiewicz technologia naprawy uchwytów klapy dużej biernej silnika odrzutowego rd-33 rd-33 jet engine large passive flap handles repair technology prof. dr hab. inż. andrzej klimpel, dr inż. agnieszka rzeźnikiewicz – politechnika śląska, gliwice. streszczenie badania uszkodzeń uchwytów klapy dużej biernej silnika wykazały, że naprawa tych elementów wymaga opracowania warunków technologicznych napawania automatycznego plazmowego pta oraz napawania laserowego hpdl materiałami dodatkowymi zapewniającymi zwiększoną odporność na zużycie ścierne metal-metal, w stosunku do materiału podłoża. wstępne próby napawania plazmowego pta oraz napawania laserowego hpdl wykazały, że można uzyskać napoiny wysokiej jakości. przez odpowiedni dobór parametrów napawania możliwe jest sterowanie wymiarami napoin oraz udziałem materiału podłoża w napoinie. wykonano również badania odporności na zużycie ścierne połączenia metal-metal zgodnie z normą astm g99. wyniki badań tribologicznych wykazały, że warstwa napawana laserowo z dodatkiem proszku 50%ti-50%wc spełnia wszystkie warunki i jest prawie 124 razy bardziej odporna na zużycie ścierne typu metal-metal niż powierzchnia nieutwardzona. abstract tests of handles of large passive flap, showed that the repair of these elements requires the development of technological conditions of automatic plasma pta surfacing and hdpl laser surfacing with filler materials ensuring increase resistance to wear of metal-metal, relative to the substrate material. trial attempts of pta plasma surfacing and hpdl laser surfacing showed that there is a range of parameters to obtain high-quality padding welds. by appropriate parameters it is possible to control the padding weld dimensions and the participation of substrate material in the padding weld. there is also carried out the wear resistance of metal-metal in accordance with astm g99 tests. tribological test results showed that the layer made with the use of laser and powder, 50%ti 50% wc meets the best conditions and is almost 124 times more resistant to metal-metal abrasive wear than the unhardened surface. wstęp lotnicze silniki odrzutowe pracują w warunkach losowo zmiennych obciążeń dynamicznych (udarowych i zmęczeniowych), w temperaturze przekraczającej 1000oc i przy jednoczesnym oddziaływaniu zjawisk zużycia ściernego i erozji, pełzania, starzenia, kawitacji i korozji (głównie gazowej) [1÷3]. w celu zapewnienia możliwie najwyższej trwałości części lotniczych silników odrzutowych, wykonane są one głównie z nadstopów niklu, nadstopów kobaltu oraz stopów tytanu. materiały te cechują się wysoką wytrzymałością, bardzo dobrą żaroodpornością i żarowytrzymałością (nadstopy niklu i kobaltu), odpornością na zużycie kawitacyjne, korozję i erozję oraz wysoką odpornością na pękanie gorące, zmęczeniowe i kruche [4÷7]. pomimo tak dobrych właściwości eksploatacyjnemu, części silników odrzutowych ulegają zużyciu objawiającemu się głównie w postaci pęknięć lub utraty masy. z uwagi na szczególne warunki pracy lotniczych silników odrzutowych, bez względu na rzeczywisty stan zużycia silnika, zgodnie z wymogami producenta, silniki te muszą być poddawane okresowym przeglądom i remontom. bardzo wysoki koszt części z nadstopów niklu i kobaltu oraz stopów tytanu, a jednocześnie rosnący poziom jakości nowoczesnych spawalniczych technologii naprawczych sprawia, że światowy przemysł lotniczy coraz powszechniej stosuje do naprawy zużytych części silników lotniczych technologie spawania, napawania i natryskiwania cieplnego [2, 8]. producenci silników lotniczych dokładnie określają wymagania jakościowe spawalniczych prac naprawczych, czego przykładem jest np. specyfikacja firmy pratt & whitney – naprawy 44 przegląd spawalnictwa 9/2011 odlewów łopatek z nadstopów niklu: specification – cpw 685 – micro – weld repair of turbine vane and vane segment castings [9]. jednak szczegółowe warunki technologiczne spawalniczych prac naprawczych części silników lotniczych są z reguły zastrzeżone jako tajemnica handlowa. typowe wady eksploatacyjne części silników lotniczych to pęknięcia wewnętrzne i zewnętrzne, o charakterze zmęczeniowm powstałe pod wpływem znacznych i zmiennych obciążeń eksploatacyjnych silników. drugą, ważną grupą wad są ubytki materiału o różnym kształcie i objętości powstałe w wyniku zużycia pod wpływem łącznego lub oddzielnego oddziaływania zjawisk tarcia, erozji, korozji, kawitacji itd. stopień zużycia decyduje o dalszej naprawie lub złomowaniu i wymianie na nową część. w artykule opisano badania nad opracowaniem warunków technologicznych naprawy uchwytów klapy dużej biernej. przebieg badań klapy duże bierne silnika rd-33 wykonane są ze stopu tytanu wt-20 i ot4-1, jako złożona, płaska konstrukcja spawano-nitowana, w której do blachy płata klapy wykonanej ze stopu wt-20 przytwierdzone są dwa uchwyty ze stopu wt-20 i dwanaście zaczepów wewnętrznych i zewnętrznych, wykonanych ze stopu ot4-1. klapy zamocowane są w konstrukcji silnika rd-33 za pomocą sworzni ze stopu niklu hn77tjur (rys. 1). praca w wysokiej temperaturze przy losowo zmiennych obciążeniach dynamicznych i jednoczesnym oddziaływaniu tarcia metal-metal sprawia, że następuje intensywne zużycie ścierne obu uchwytów mocujących (rys. 2). badania uszkodzeń uchwytów klapy dużej biernej wykazały, że ich naprawa wymaga opracowania warunków technologicznych napawania automatycznego plazmowego pta oraz napawania laserowego hpdl materiałami dodatkowymi zapewniającymi zwiększoną odporność na zużycie ścierne rys. 1. klapa duża bierna silnika odrzutowego rd-33 samolotu mig 29, ze stopu tytanu wt-20 fig. 1. view of jet engine rd-33 large passive flap from mig 29, wt-20 titanium alloy made rys. 2. ubytki w uchwytach mocujących klapy dużej biernej silnika rd-33 powstające na skutek zużycia ściernego: 1 – w obszarze półki górnej uchwytu, 2 – wokół półki dolnej uchwytu, 3 – w bocznej części otworu ucha uchwytu, 4 – w wewnętrznym obszarze ucha uchwytu fig. 2. abrasive wear defects in the large passive flap handles of rd-33 jet engine: 1 – in the upper handle plate, 2 – in the bottom handle plate, 3 – side of the lifting ear of the handle, 4 – in the inner of the lifting ear of the handle rys. 3. stanowiska badawcze do spawania automatycznego: a) plazmowego: 1 – komputer sterujący stanowiskiem, 2 – podajnik drutu, 3 – stół, 4 – palnik plazmowy, 5 – butle z gazem, 6 – urządzenie eutronic gap 2001dc, 7 – materiał dodatkowy podawany w postaci drutu; b) laserem hpdl: 1 – butle z gazem osłonowym (argon), 2 – głowica laserowa, 3 – talerzowy podajnik proszku, 4 – butla gazu transportującego proszek (argon), 5 – dysza podawania proszku, 6 – dysza gazu osłonowego, 7 – spawalniczy stół sterowany komputerowo, 8 – komputer sterujący stanowiskiem fig. 3. view of test stations for automatic welding: a) plasma: 1 – control computer controller, 2 – wire feeder, 3 – table, 4 – plasma torch, 5 – gas cylinders, 6 – gap 2001dc eutronic device, 7 – wire filler material; b) hpdl laser: 1 – gas cylinders (argon), 2 – laser head, 3 – powder disc tray feeder, 4 – gas cylinder for powder supply (argon), 5 – powder feed nozzle, 6 – shielding gas nozzle, 7 – computer-controlled welding table, 8 – computer controller a) b) a) b) c) d) 45przegląd spawalnictwa 9/2011 połączenia metal-metal w stosunku do materiału podłoża (rys. 3). w procesie automatycznego napawania plazamowego pta jako materiał dodatkowy zastosowano drut z tytanu technicznego ti-grade 2 o średnicy 1,2 mm, natomiast w procesie spawania laserowego hpdl jako materiał dodatkowy zastosowano proszek z tytanu technicznego o czystości 99,6% i ziarnistości 45÷50 μm. w celu rozszerzenia możliwych do zastosowania materiałów dodatkowych o materiały na osnowie kobaltu, cechujące się wysoką twardością stopiwa (ok. 40÷45 hrc), wykonano badania wpływu parametrów procesu napawania laserem hpdl proszkiem ze stopu kobaltu t400 na kształt i jakość prostych ściegów napoin (tabl. i). dalsze badania procesu napawania laserowego hpdl przeprowadzono wykonanym we własnym zakresie proszkiem cermetalowym 50%ti-50%wc. w celu opracowania warunków technologicznych automatycznego napawania naprawczego plazmowego pta konstrukcji klapy dużej biernej silnika, przeprowadzono wstępne próby napawania plazmowego pta prostych ściegów napoin drutem z tytanu technicznego grade 2 o średnicy 1,2 mm, na dokładnie oczyszczonej powierzchni blach ze stopu tytanu grade 5 o grubości 2 mm. badania wizualne oraz metalograficzne wykazały, że opracowane warunki technologiczne napawania plazmowego pta drutem z tytanu technicznego grade 2 umożliwiają wykonanie wysokiej jakości prostych ściegów napoin w dużym zakresie szerokości ściegu (3,50÷7,45 mm) i wysokości nadlewu (0,88÷1,84 mm). badania procesu napawania laserowego hpdl proszkiem z tytanu technicznego amperit 155, blach ze stopu tytanu grade 5 o grubości 2 mm wykazały, że jest możliwe uzyskanie prostych ściegów napoin o wysokiej jakości. dobierając odpowiednie parametry napawania, można wykonać napoiny o wysokości nadlewu 0,48÷1,15 mm, szerokości lica 3,01÷6,38 mm, głębokości wtopienia 0,17÷0,64 mm oraz udziale materiału podłoża w napoinie 14÷61%. w celu rozszerzenia możliwych do zastosowania materiałów dodatkowych o materiały na osnowie kobaltu, cechujące się wysoką twardością stopiwa, rzędu 40÷45 hrc, przeprowadzono badania wpływu parametrów procesu napawania laserem hpdl proszkiem ze stopu kobaltu t400, na kształt i jakość prostych ściegów napoin, na powierzchni tablica i. skład chemiczny stopu tytanu wt-20 i grade -5 oraz materiałów dodatkowych w postaci drutu z tytanu technicznego grade -2 i proszku z tytanu technicznego amperit 155 table i. chemical composition of wt-20 and grade -5 titanium alloys, grade -2 titanium wire filler material and amperit 155 titanium powder filler material nazwa stopu zawartość pierwiastków. % wag. al mo ti i zr c fe si o n h mg mo wt-20 5,5÷7,5 0,5÷2,0 reszta 0,8÷1,8 1,5÷2,5 0,1 0,3 0,15 0,15 0,05 0,02 grade-5 5,5÷6,75 reszta 3,5÷4,5 0,08 0,25 0,2 0,05 0,02 grade-2 reszta 0,1 0,3 0,25 0,03 amperit 155 0,1 0,1 reszta 0,3 0,1 0,4 0,1 0,1 0,2 0,1 blachy ze stopu tytanu wt-20 grubości 6 mm. uzyskano napoiny o poprawnym kształcie. odnotowano znaczny wzrost twardości metalu napoiny – 1000÷1150 hv1,0. tak znaczny wzrost twardości napoin został spowodowany dyspersyjnymi wydzieleniami bardzo twardego węglika tytanu oraz prawdopodobnie umocnieniem osnowy tytanem. dalsze badania procesu napawania laserowego hpdl przeprowadzono z wykonanym we własnym zakresie proszkiem cermetalowym 50%ti-50%wc. na podstawie badań wizualnych, penetracyjnych oraz metalograficznych wykazano, że w stosunkowo szerokim zakresie parametrów możliwe jest wykonanie prostych ściegów napoin wysokiej jakości. w procesie napawania płytek ze stopu tytanu wt-20 grubości 6 mm uzyskano proste ściegi napoin o szerokości lica 6,12÷6,43 mm, wysokości nadlewu 0,21÷0,76 mm, głębokości wtopienia 0,38÷0,97 mm oraz udziale materiału podłoża w napoinie 46÷67% (tabl. ii, rys. 4). procentowy udział sferycznych węglików wolframu w twardej osnowie stopu tytanu jest zależny od energii liniowej napawania laserowego i wynosi 6÷26% (tabl. ii). ponieważ w procesie napawania laserowego następuje częściowy rozpad węglików wc, wolfram i węgiel umacniają osnowę i w efekcie twardość hrc zmierzona na powierzchni lica napoin oraz twardość hv1,0 zmierzona na przekroju poprzecznym napoin jest na tym samym poziomie, w zakresie 54÷60 hrc i 413÷462 hv1,0, znacznie powyżej twardości materiału podłoża. w przypadku napawania laserowego hpdl, proszkiem cermetalowym 50%ti-50%wc, próbek wyciętych z blachy ze stopu tytanu grade 5 grubości 2 mm, uzyskano proste ściegi napoin wysokiej jakości o szerokości lica napoiny 5,16÷6,13 mm, wysokości nadlewu 0,47÷0,77 mm, głębokości wtopienia 0,45÷1,05 mm oraz udziale materiału podłoża w napoinie 55÷65% (tabl. iii, rys. 4). wyższy udział materiału podłoża w napoinie w stosunku do napoin wykonanych na płytce ze stopu tytanu wt-20 o grubości 6,0 mm, wynika ze znacznie mniejszej pojemności cieplnej blachy ze stopu tytanu grade 5 o grubości tylko 2,0 mm. wykonano badania technologii stopowania laserowego hpdl proszkiem sferycznym węglika wolframu wc o ziarnistości 100÷150 μm powierzchni próbek wyciętych z blachy grade -5 grubości 2 mm oraz płytek ze stopu wt-20 grubości 6,0 mm. badania jakości, wymiarów geometrycznych i twardości 46 przegląd spawalnictwa 9/2011 ściegów wzbogaconych wc na podłożu ze stopu tytanu wt-20 wykazały, że ściegi napawane w zakresie parametrów optymalnych, są wolne od wad wewnętrznych i zewnętrznych, a rozkład sferycznych węglików wolframu wc jest równomierny na całej powierzchni przekroju poprzecznego ściegu przetopienia (rys. 5). pomimo wysokiej twardości ściegów stopowanych węglikiem wolframu wc, ich twardość na powierzchni lica mieści się w granicach 40÷50 hrc, a mikrotwardość hv0,1, mierzona na przekroju poprzecznym ściegów, w zakresie 350÷400 hv0,1. możliwe jest wykonanie prostych ściegów stopowanych o szerokości tablica ii. wpływ parametrów napawania laserowego hpdl proszkiem cermetalowym 50%ti-50%wc* płytki ze stopu tytanu wt-20 o grubości 6 mm, na jakość i kształt prostych ściegów napoin oraz udział materiału podłoża w napoinie (rys. 4) table ii. parameters influence of hpdl laser surfacing of 6 mm thick wt-20 titanium alloy plates with the use of 50%ti-50%wc* cermets powder on the quality and shape of straight bead of padding welds and participation of substrate material in the padding welds (fig. 4) ozn. napoiny moc wiązki, kw prędkość podawania proszku, g/min szerokość lica mm wysokość nadlewu mm głębokość wtopienia, mm u % udział wc w napoinie, % w1 1,2 8,72 6,12 0,21 0,38 64 26,44 w2 1,4 14,0 6,15 0,61 0,53 46 26,44 w3 1,8 14,0 6,38 0,76 0,81 52 15,42 w4 2,0 14,0 6,43 0,48 0,97 67 5,95 uwagi: prędkość napawania 200 mm/min. długość ogniskowej 82 mm. wymiary ogniska wiązki laserowej 1,8x6,8 mm. * ziarnistość proszku 50%ti-50%wc – 45÷150 μm. tablica iii. wpływ parametrów napawania laserowego hpdl proszkiem cermetalowym 50% ti +50% wc płaskich próbek ze stopu tytanu grade 5 o grubości 2 mm, na jakość prostych ściegów napoin oraz kształt, udział materiału podłoża w napoinie (rys. 4) table iii. parameters influence of hpdl laser surfacing of 2 mm thick grade 5 titanium alloy plates with the use of 50%ti+50%wc cermets powder on the quality and shape of straight bead of padding welds and participation of substrate material in the padding welds (fig. 4) ozn. napoiny moc wiązki kw prędkość podawania proszku, g/min szerokość lica mm wysokość nadlewu, mm głębokość wtopienia, mm u % g1 1,2 12,2 5,74 0,77 0,82 59 g2 1,4 15,8 5,84 0,62 0,78 58 g3 1,4 8,7 6,13 0,73 1,05 65 g4 1,0 8,7 5,16 0,47 0,45 55 uwagi: napawanie w kierunku prostopadłym do szerszego boku ogniska wiązki laserowej o wymiarach 1,8x6,8 mm. długość ogniskowej 82 mm. natężenie przepływu gazu osłonowego 15 l/min. natężenie przepływu gazu podającego proszek 8 l/min. prędkość napawania 200 mm/min. tablica iv. wpływ parametrów procesu stopowania laserem hpdl proszkiem sferycznym węglika wolframu wc powierzchni blachy ze stopu tytanu grade 5 o grubości 2 mm, na kształt i jakość prostych ściegów stopowania (rys. 5) table iv. parameters influence of hpdl laser wc spherical powder alloying of 2 mm thick grade -5 titanium alloy plates on the quality and shape of straight bead of padding welds (fig. 5) oznaczenie ściegu stopowania moc wiązki kw natężenie podawania proszku, g/min prędkość stopowania, m/min szerokość lica mm głębokość stopowania mm w1 1,2 13,5 200 6,03 1,0 w2 1,4 13,5 200 6,41 1,33 w6 1,2 29,5 300 5,72 0,68 w7 1,2 29,5 400 5,34 0,53 uwagi: wiązka laserowa o wymiarach 1,8x6,8 mm ogniskowana na powierzchni stopowanej blachy, długość ogniskowa wiązki laserowej 82 mm. osłona obszaru stopowania – argon o natężeniu przepływu 15 l/min, osłona wleczona – argon. tablica v. wpływ parametrów stopowania laserowego hpdl proszkiem sferycznym węglika wolframu wc powierzchni płytki ze stopu tytanu wt-20 o grubości 6 mm na kształt i jakość prostych ściegów stopowanych (rys. 5) table iv. parameters influence of hpdl laser wc alloying of 2 mm thick wt-20 titanium alloy plates on the quality and shape of straight bead of padding welds (fig. 5) oznaczenie ściegu stopowania moc wiązki kw natężenie podawania proszku, g/min prędkość stopowania, m/min szerokość lica mm głębokość wtopienia, mm udział wc % s7 1,4 9,15 0,80 4,56 0,35 3,85 s8 1,6 9,15 0,80 4,01 0,39 3,70 s9 1,6 12,67 0,80 5,01 0,44 8,18 s11 1,6 23,23 0,80 5,35 0,61 14,80 uwagi: długość ogniskowej 82 mm. wymiary ogniska wiązki laserowej 1,8x6,8 mm. natężenie przepływu gazu osłonowego 20 l/min. 47przegląd spawalnictwa 9/2011 rys. 4. makrostruktura prostych ściegów napoin wykonanych laserem hpdl proszkiem cermetalowym 50%ti-50%wc, na powierzchni blachy ze stopu tytanu wt-20 grubości 6 mm oraz na powierzchni blachy ze stopu tytanu grade -5 grubości 2 mm fig. 4. macrostructure of straight bead of padding welds made with the use of hpdl laser and 50%ti-50%wc cermet powder on the surface of 6 mm thick wt-20 titanium alloy plates and 2 mm thick grade-5 titanium alloy plates rys. 5. makrostruktura ściegów stopowanych laserowo hpdl węglikiem wolframu wc, powierzchni blachy ze stopu tytanu wt-20 grubości 6 mm oraz na powierzchni blachy ze stopu tytanu grade -5 grubości 2 mm fig. 5. macrostructure of wc alloyed bead of padding welds made with the use of hpdl laser on the surface of 6 mm thick wt-20 titanium alloy plates and 2 mm thick grade -5 titanium alloy plates w zakresie 5,3÷6,4 mm i grubości 0,5÷1,3 mm (tabl. iv, rys. 5). w przypadku ściegów stopowanych powierzchni blach ze stopu tytanu wt-20 o grubości 6 mm badania wizualne, penetracyjne i metalograficzne wykazały, że możliwe jest uzyskanie wysokiej jakości ściegów stopowanych, wolnych od jakichkolwiek wad wewnętrznych. przez odpowiedni dobór parametrów stopowania laserowego hpdl, proszkiem wc, możliwe jest uzyskanie ściegów o szerokości 4,0÷5,3 mm i grubości 0,3÷0,6 mm. pomimo ograniczonej zawartości węglików wolframu wc w osnowie tytanowej, w zakresie 3,7÷15% (tab. v), struktura ściegów przetopienia została znacznie utwardzona rozpuszczonym w niej wolframem i węglem, a wskutek tego twardość lica ściegów stopowanych mieści się w granicach 51÷58 hrc, na przekroju poprzecznym twardość osnowy wynosi 330÷360 hv0,3. badania odporności na zużycie ścierne połączenia metal-metal badanie odporności na zużycie ścierne połączenia metal-metal wykonano metodą „pin-on-disk” wg normy astm g99-95a: „standard test method for wear testing with pin-on-disk apparatus” na nowoczesnym stanowisku badawczym sterowanym komputerowo, t-01m firmy itee-pib (rys. 6). badania nad opracowaniem warunków technologicznych napawania naprawczego plazmowego pta oraz laserowego hpdl wytarć uchwytów klapy wykazały, że najwyższą jakość napoin naprawczych uzyskano w przypadku technologii napawania laserem hpdl i stąd też badania odporności na zużycie ścierne przeprowadzono na powierzchni warstw wierzchnich napawanych proszkiem cermetalowym 50%ti+50%wc oraz warstw stopowanych sferycznym węglikiem wolframu za pomocą lasera hpdl oraz próbki porównawczej ze stopu tytanu grade 5 (rys. 7, tab. vi). wykonane badania odporności na zużycie ścierne typu metal-metal wykazały najwyższą odporność napoin napawanych laserem hpdl proszkiem cermetalowym 50%ti–50%wc – aż 124 razy większą od odporności na zużycie ścierne materiału podłoża ze stopu tytanu grade 5 (tabl. vi, rys. 8). warstwa stopowana sferycznym węglikiem wolframu wc pomimo wysokiej twardości lica, porównywalnej do twardości lica napoin wykonanych proszkiem ceremtalowym 50%ti–50%wc, charakteryzuje się niewiele wyższą (1,3 razy) odpornością na zużycie ścierne metal-metal od materiału podłoża. tak duża różnica odporności na zużycie ścierne napoin i warstw stopowanych wynika z mniejszej grubości warstwy stopowanej oraz mniejszego udziału objętościowego sferycznych węglików wolframu w warstwie stopowanej laserowo hpdl (rys. 9). wt-20 grade 5 wt-20 grade 5 w1 w2 w3 w4 g1 g2 g3 g4 s7 s8 s9 s11 w1 w2 w6 w7 48 przegląd spawalnictwa 9/2011 rys. 6. stanowisko do badania tarcia i zużycia materiałów konstrukcyjnych metodą kula-tarcza (ang. pin-on-disk): 1 – sterownik/komputer bt-01 z zainstalowanym programem pomiarowo-rejestrującym, 2 – cyfrowy wzmacniacz pomiarowy spider 8, 3 – monitor, 4 – siłomierz, 5 – obciążniki, 6 – przeciwwaga, 7 – tribometr t-01m fig. 6. the station of the friction and wear testing of construction materials by a pin-on-disk method: 1 – driver / bt-01 computer with measurement-recording software, 2 – digital measuring amplifier spider 8, 3 – monitor, 4 – dynamometer, 5 – weights, 6 – counterweight, 7 – tribometer t-01m rys. 7. widok lica ściegu stopowanego i lica napoin po badaniach wizualnych i badaniach penetracyjnych próbek przeznaczonych do badań odporności na zużycie ścierne typu metal–metal fig. 7. view of alloyed face of the bead and the face of the padding weld after visual assessment and penetration testing of samples for metal-metal resistance to abrasive wear testing tablica vi. wyniki badań odporności na zużycie ścierne typu metal–metal warstwy stopowanej laserem hpdl proszkiem sferycznym wc oraz napawanych laserem hpdl proszkiem cermetalowym 50%ti-50%wc (rys. 7, 8) table vi. results of tests for metal-metal resistance to abrasive wear of laser hpdl wc spherical powder alloyed layer hpdl laser surfacing with the use of 50%ti-50%wc cermet powder (fig. 7, 8) parametry stopowana wc napawana 50%ti-50%wc stop tytanugrade 5 masa próbki przed po przed po przed po 33,9087 33,8955 45,1059 45,1057 34,6729 34,6576 ubytek 0,0132 0,0002 0,0153 masa kulki przed po przed po przed po 4,0743 4,0741 4,0749 4,0742 4,0742 4,0737 ubytek 0,0002 0,0007 0,0005 gęstość warstwy, g/cm3 5,0178 7,2983 4,507 ubytek objętości, mm3 2,6301 0,0274 3,3947 odporność względem grade 5 * 1,3 razy większa 123,9 razy większa 1 rys. 8. porównanie stopnia odporności na zużycie warstw stopowanych oraz napawanych laserem hpdl względem powierzchni próbki ze stopu tytanu grade 5 oraz ich twardości hrc (tabl. iv) fig. 8. comparison of resistance to abrasive wear of hpdl laser alloying and surfacing layers to the surface of grade 5 titanium alloy samples and the hardness of hrc (tabl. iv) rys. 9. makrostruktura ściegów stopowanych laserem hpdl proszkiem sferycznym węglika wolframu (wc) (a) oraz napoin napawanych laserem hpdl proszkiem 50%ti +50%wc (b) fig. 9. macrostructure of hpdl laser wc spherical powder alloyed beads and padding weld surfaced by hpdl laser (a) and 50% ti–50% wc powder (b) a) b) 49przegląd spawalnictwa 9/2011 podsumowanie przeprowadzone badania pozwoliły na opracowanie warunków technologicznych napawania i stopowania naprawczego klapy dużej biernej silnika odrzutowego samolotu mig 29. po szczegółowej analizie konstrukcji uchwytów oraz możliwych do zastosowania technologii naprawy uznano, że najlepszym rozwiązaniem będzie zastosowanie następującej procedury naprawy: – wycięcie górnej części ucha uchwytu, – automatyczne napawanie i/lub stopowanie laserowe płytki ze stopu tytanu wt-20 lub grade 5 o grubości 6 mm warstwą o grubości 1,0÷1,5 mm, o wysokiej odporności na zużycie ścierne typu metal-metal, – kontrola jakości napoin, – wyrównanie i dokładne oczyszczenie powierzchni dolnej półki ucha uchwytu, – napawanie plazmowe pta lub napawanie laserowe powierzchni dolnej półki ucha uchwytu warstwą o grubości 1,0÷1,5 mm o wysokiej odporności na zużycie ścierne typu metal-metal, – wycięcie z napawanej płytki ze stopu tytanu wt20 lub grade 5 prętów o wymaganej długości, wyrównanie powierzchni napawanej warstwy do wymaganej grubości napoiny, wygięcie końcówek pręta i przyspawanie ręczne plazmowe pta pręta do półki dolnej uchwytu, – kontrola jakości złączy spawanych uchwytu. literatura [1] a. klimpel: napawanie i natryskiwanie cieplne. technologie, wnt, warszawa, 2000. [2] l. shepeleva at al: laser cladding of turbine blades, surface & coatings technology 125, 2000, s. 45 – 48. [3] l. swadźba et. al.: erosion and corrosion resistant coatings for aircraft compressor blades, surface and coatings technology 62, 1993, s. 486-492. [4] a. moiseyev: titanium alloys: russian aircraft and aerospace applications, j. n. fridlyander, d. g. eskin, advances in metallic alloys, taylor & francis group, vol. v, 2006. [5] m. hetmańczyk, l. swadźba, b. mendala: advanced materials and protective coating in aero-engines application, journal of achievements in materials and manufacturing engineering, 24/1, 2007, s. 372-381. [6] ch. leyens, m. peters: titanium and titanium alloys: fundamentals and applications, wiley-vch verlag gmbh, 2005. [7] a. klimpel, a.olejnik, d.janicki, a. lisiecki: laserowe spawanie naprawcze klap wylotowych odrzutowego silnika lotniczego z nadstopu niklu, przegląd spawalnictwa nr 12, 2009, s. 11-18. [8] s. nowotny, s. scharek, a. schmidt: advanced laser technology applied to cladding and buildup, welding journal, vol. v, 2007. [9] pratt & whitney canada corp. specification: micro–weld repair of turbine vane and vane segment castings. wydarzenia zakład air products w siewierzu otrzymał prestiżową europejską złotą nagrodę stowarzyszenia eiga w dziedzinie bezpieczeństwa zakład w siewierzu należący do air products, największego dostawcy gazów technicznych w polsce, otrzymał europejską złotą nagrodę stowarzyszenia eiga (european industrial gases association – europejskie stowarzyszenie gazów technicznych), która jest najbardziej prestiżową nagrodą w tej branży, przyznawaną za wyjątkowe osiągnięcia w dziedzinie bezpieczeństwa. zakład air products w siewierzu otrzymał złotą nagrodę stowarzyszenia eiga za 1 500 000 przepracowanych godzin bez wypadków powodujących straty w czasie pracy zakładu. to najbardziej prestiżowe wyróżnienie przyznawane jest przez stowarzyszenie eiga za 15 kolejnych lat lub 1 milion przepracowanych godzin bez wypadków powodujących straty w czasie pracy zakładu. złota nagroda stowarzyszenia eiga po raz kolejny przyznana zakładowi air products w siewierzu, potwierdza jego funkcjonowanie zgodnie z zasadami bezpieczeństwa obowiązującymi w branży oraz zaangażowanie firmy na tym polu. zakład air products w siewierzu został uhonorowany tą nagrodą także w ubiegłym roku. „bezpieczeństwo to jeden z priorytetów dla firmy air products. działamy odpowiedzialnie, dlatego też chcemy zapewnić całkowitą zgodność funkcjonowania air products ze światowymi standardami bezpieczeństwa. organizujemy dla pracowników liczne szkolenia oraz stale informujemy ich o zasadach bezpieczeństwa, ponieważ tylko wspólny wysiłek może zapewnić nam osiąganie zamierzonych celów. poza respektowaniem wymogów obowiązujących w całej branży, ustalamy także wewnętrznie bardzo wysokie standardy bezpieczeństwa pracy w naszych zakładach. tym bardziej jesteśmy dumni z naszych pracowników, ponieważ to właśnie dzięki ich zaangażowaniu udało nam się uzyskać ten wynik, doceniony przez europejskie stowarzyszenie producentów gazów technicznych (eiga)” – powiedział tadeusz świerkosz, menedżer ds. bezpieczeństwa, air products. w uznaniu dla dostosowania standardów operacyjnych do najlepszych praktyk w zakresie bezpieczeństwa i środowiska pracy (environmental health and safety), europejskie stowarzyszenie producentów gazów technicznych (eiga) przyznało złotą nagrodę w dziedzinie bezpieczeństwa także innemu europejskiemu zakładowi air products, zlokalizowanemu w aberdeen w szkocji. nagrodę przyznano za 50 kolejnych lat bez wypadków powodujących straty w czasie pracy zakładu. jest to następny wyraz uznania dla zaangażowania air products w zapewnianie bezpieczeństwa w środowisku pracy oraz potwierdzenie osiągnięć firmy na tym polu. dorota grzegorczyk, jarosław soroczyński 201202_pspaw.pdf 24 przegląd spawalnictwa 2/2012 tablica i. plan badań nieniszczących spoin wykonanych w warunkach warsztatowych table i. non-destructive testing plan of joints made in workshop conditions opis złączy spawanych rodzaj badań nieniszczących i ich zakres 1) poziom jakości spoin 2)vt ut mt spoiny czołowe pasów i środników belek nośnych 100% 100% – b spoiny pachwinowe wzdłużne belek nośnych 100% – 10% c pozostałe spoiny czołowe i pachwinowe 100% – 5% c uwagi: 1) obowiązujące normy dot. badań nieniszczących: vt – pn-en iso 17637, ut – pn-en iso 11666, pn-en iso 17640, mt – pn-en iso 17638, pn-en iso 23278, 2) poziomy jakości spoin wg pn-en iso 5817 plan spawania wykonanie przekrojów dwuteowych belek nośnych przekroje dwuteowe należy wykonać na urządzeniu esab metodą zmechanizowanego spawania łukiem krytym (121). styki warsztatowe łączące pasy i środniki z długości handlowych spawać metodą mag (135). jacek słania plan spawania stalowej kładki dla pieszych ii steel footbridge welding plan ii dr hab. inż. jacek słania, prof. is – instytut spawalnictwa, gliwice. streszczenie przedstawiono plan spawania stalowej kładki dla pieszych. przywołano obowiązujące w tym zakresie normy. zestawiono wymagania związane ze stosowanymi metodami spawania dotyczące materiałów podstawowych i dodatkowych do spawania, kwalifikacji spawaczy oraz stosowanymi urządzeniami spawalniczymi. omówiono zagadnienia związane z kolejnością spawania detali oraz montażu gotowych segmentów. przedstawiono zagadnienia prostowania elementów, ich naprawy oraz kontroli po naprawie. abstract the footbridge welding plan was presented. the standards from this field were quoted. the issues on parent and auxiliary materials, welders qualifications and welding devices were described. what is more, the authors presented the issues on the sequence of details welding and assembling segments. the requirements on straightening elements and repair of faulty joints were shown. zakres stosowania przedstawiony plan spawania dotyczy wykonania konstrukcji stalowej kładki dla pieszych. obiekt kładki w rzucie przypomina swym kształtem literę y. główną konstrukcję stalową nośną stanowią dwuteowe belki blachownicowe połączone ze sobą poprzecznicami z profili walcowanych [1÷7]. normy związane, metody spawania, materiały podstawowe i dodatkowe do spawania, kwalifikacje spawaczy, urządzenia do spawania, przygotowanie materiału do spawania, naprawa wadliwych odcinków spoin, prostowanie po spawaniu, są stosowane wg [7]. kontrola i badania spoin spoiny warsztatowe konstrukcji stalowej kładki podlegają badaniom nieniszczącym według planu ujętego w tablicy i. 25przegląd spawalnictwa 2/2012 rys. 1. belka b1.1 fig. 1. beam b1.1 rys. 2. belka b1.2 fig. 2. beam b1.2 rys. 3. belka b1.3 fig. 3. beam b1.3 przykładowe wykonanie belek nośnych z osi 1 (elementy wysyłkowe b1.1, b1.2 i b1.3) jest następujące: belka b1.1: – składać i spawać podzespoły dwuteowe i i ii na urządzeniu granges – spoiny nr 1 wykonać wg wps nr 1/k, – prostować ewentualne krzywizny, – składać i spawać ze sobą podzespoły i i ii, zachowując nw. kolejność spawania: w i kolejności pasy – spoiny 2 i 3 – wg wp2/k, w ii kolejności – środnik – spoina 4 – wg wps 2/k, w iii kolejności – uzupełnić odcinki l = 500 mm spoin pachwinowych wzdłużnych 5 – wg wps 3/k, – prostować ewentualne krzywizny. w podobny sposób należy wykonać przekroje dwuteowe pozostałych belek nośnych: – b2.1 do b5.3 (belki pod płytę pomostu 2), – b6.1 do b10.3 (belki pod płytę pomostu 3), – b11 do b18 (belki pod płytą pomostu 1). uwaga: pozostawić naddatki technologiczne ok. 100 mm na długości elementów: b1.3, b2.3, ... b10.3 oraz b11 do b18 (po prawej stronie). naddatki te będą usunięte w czasie próbnego montażu konstrukcji kładki. montaż żeber poprzecznych do przekrojów dwuteowych belek nośnych – trasować miejsca pod żebra poprzeczne według rysunków warsztatowych poszczególnych elementów. – zakładać i sczepiać żebra do belek. uwaga: nie zakładać żeber i blach węzłowych łączących się z poprzecznicami podporowymi p10÷p20 oraz z poprzecznicami międzypodporowymi p2 do p9. pozycje te będą zakładane w czasie próbnego montażu po dokładnym roztrasowaniu ich położenia. – spawać żebra spoinami pachwinowymi dwustronnymi a = 5 mm – wg wps. kolejność spawania: od żeber środkowych każdego elementu w kierunkach na zewnątrz. – prostować ewentualne krzywizny. wykonanie poprzecznie przekroje dwuteowe poprzecznie wykonać z kształtowników walcowanych ipe400 i ipe500 według rysunków warsztatowych. nie spawać do nich nakładek (poz. 2) z blachy grubości 10 mm. nakładki te będą zakładane i spawane po dopasowaniu styków czołowych poprzecznie z belkami nośnymi podczas próbnego montażu. montaż próbny konstrukcji stalowej kładki montaż próbny kładki należy wykonać, dzieląc całą konstrukcję na trzy segmenty montażowe: a, b i c (rys. 4). rys. 4. montaż próbny kładki fig. 4. test-assembly of footbridge 26 przegląd spawalnictwa 2/2012 montaż próbny segmentu a – na wypoziomowanych leżniach wykonać szablon do składania belek nośnych i żeber poprzecznych. – po ustawieniu belek nośnych b1.1 do b5.3 i dopasowaniu styków montażowych (zachować odstępy krawędzi 2÷3 mm w czołowych stykach montażowych) trasować osie poprzecznych żeber podporowych p10 i p11. – zakładać brakujące żebra i blachy węzłowe stykające się z poprzecznicami p10 i p11. – zakładać wszystkie poprzecznice dochodzące do belek nośnych oraz dopasowywać styki montażowe (zachować odstępy krawędzi 2÷3 mm w czołowych stykach montażowych). – wykonać brakujące spoiny warsztatowe według opracowanych wps-ów. – przeprowadzić pomiary geometryczne konstrukcji oraz natrasować i odciąć naddatki technologiczne na długości belek nośnych. – oznakować styki montażowe poprzecznie i belek nośnych – zgodnie z osobną instrukcją technologiczną znakowania. – natrasować na pasach górnych belek miejsca pod łączniki montażowe ł1 i ł2. przypawanie tych łączników zlecić specjalistycznej firmie posiadającej odpowiednie uprawnienia. – zdemontować konstrukcje segmentu a. montaż próbny segmentów b i c należy wykonać w podobny sposób, jak opisany powyżej dla segmentu a. literatura [1] kurpisz b.: technologiczne plany spawania. instytut spawalnictwa, gliwice 1991. [2] norma pn – en iso 3834-2: wymagania jakości dotyczące spawania materiałów metalowych. część 2: pełne wymagania jakości. [3] norma pn – b 06200: konstrukcje stalowe budowlane. warunki wykonania i odbioru. wymagania podstawowe. [4] słania j.: plan spawania carg płaszcza pieca obrotowego. przegląd spawalnictwa 2/2011, s. 36-41. [5] słania j., wodecki d.: plan spawania belki poprzecznej dźwigu. przegląd spawalnictwa 2/2011, s. 30-35. [6] słania j.: plan technologiczny spawania płyty gąsienicowej. przegląd spawalnictwa 3/2010, str. 16-25. [7] słania j.: plan spawania stalowej kładki dla pieszych i, przegląd spawalnictwa 2/2012, s 20-23. wydarzenia podczas tegorocznego polsko-niemieckiego szczytu gospodarczego w krzyżowej nagrodę gospodarczą otrzymała legnicka firma eckert – jedyny polski producent maszyn do cięcia pracujących w czterech technologiach: laserowej, wodnej, plazmowej i tlenowej. laureaci nagrody to gospodarczy ambasadorzy dolnego śląska, którzy swoim autorytetem, wizerunkiem, „marką” i wiarygodnością poświadczają pozytywny wizerunek regionu. po nagrodzie na międzynarodowych targach w lipsku to kolejne w tym roku wyróżnienie o charakterze międzynarodowym, które potwierdza istotny wkład, jaki wniosła firma eckert dla dynamicznego rozwoju regionu i współpracy polsko-niemieckiej. – powiedział prezes firmy, tadeusz eckert. głównym rynkiem eksportowym firmy eckert są niemcy. firma posiada tam oddział w zwickau. w sumie zatrudnia ponad 130 osób, w tym doświadczoną kadrę inżynierów specjalizujących się w robotyce i automatyce. kolejny międzynarodowy sukces na koncie firmy eckert 201209_pspaw.pdf 73przegląd spawalnictwa 9/2012 leszek łatka stefan kozerski lech pawłowski didier chicot właściwości mechaniczne powłok hydroksyapatytu natryskiwanych plazmowo z zawiesin mechanical properties of suspension plasma sprayed  hydroxyapatite coatings  mgr inż. leszek łatka, dr inż. stefan kozerski – politechnika wrocławska, prof. lech pawłowski – uniwersytet limoges, francja, prof. didier chicot – uniwersytet lille, francja. streszczenie w artykule przedstawiono wyniki oceny procesu natryskiwania plazmowego z zawiesin hydroksyapatytu (ha). zawiesina proszku ha została wytworzona na bazie alkoholu etylowego i wody. powłoki natryskiwano plazmowo na podłoża tytanowe. proces nanoszenia powłok badano przy zmiennej odległości natryskiwania i mocy palnika. do badań powłok zastosowano mikroskop skaningowy. skład fazowy powłok określono na podstawie dyfraktogramów rentgenowskich. stosując metodę mikroindentacji, zbadano twardość i moduł sprężystości natryskiwanych powłok. abstract the paper presents the results of the evaluation of process of suspension plasma spraying of hydroxyapatite (ha). the suspension of ha powder is produced based on etanol and water. coatings were plasma sprayed on titanium substrates. the coating was analyzed at varying distances and power of spray gum. to study of coatings used scanning electron microscope. phase composition of coatings was determined on the basis of x-ray diffraction patterns. hardness and modulus of elasticity of sprayed coatings were examined using a microindentation method. wstęp podstawową cechą biomateriałów jest ich biozgodność, czyli brak toksyczności oraz minimalne oddziaływanie na system immunologiczny. biomateriały będące w styczności z krwią nie mogą także wywoływać hemolizy. jednym z często stosowanych biomateriałów jest hydroksyapatyt, ca5(po4)3oh. jest on stosowany na wierzchnie warstwy protez i implantów, na przykład biodrowych i kolanowych w celu poprawy ich biointegralności z tkanką [1]. często stosowaną metodą wytwarzania powłok jest natryskiwanie plazmowe ze względu na stosunkowo dużą wydajność procesu oraz wysoką jakość powłok. opracowano jednak wiele metod, które mogą konkurować z natryskiwaniem plazmowym, gdy celem jest poprawa określonej właściwości powłoki [2]. od 1997 r. prowadzone są także próby natryskiwania plazmowego z użyciem proszków o wymiarach nanometrycznych. wymaga to jednak zastosowania specjalnej metody wprowadzania proszku do plazmy. taki sposób natryskiwania zastosowano po raz pierwszy na uniwersytecie sherbrooke w kanadzie pod nazwą natryskiwania plazmowego z zawiesin – sps (suspension plasma spraying) [3]. zasadniczym problemem w tej metodzie jest wprowadzanie cieczy wymieszanej z proszkiem do strumienia plazmy. w większości stosowanych palników plazmowych zawiesina jest wprowadzana promieniowo w stosunku do osi palnika. może to być realizowane na dwa sposoby: przy użyciu układu rozpylającego lub przy użyciu dyszy formującej ciągły strumień kropli. wprowadzanie musi zapewnić kroplom zawiesiny dotarcie do strefy wysokiej temperatury w strumieniu plazmy, aby dostarczyć odpowiednią ilość ciepła, niezbędną do odparowania cieczy i przetopienia materiału. 74 przegląd spawalnictwa 9/2012 natryskiwanie plazmowe z zawiesin umożliwia wytworzenie powłok o strukturze nanometrycznej o grubościach już od kilku mikrometrów. mogą być one wielokrotnie cieńsze od powłok natryskiwanych konwencjonalnymi metodami z użyciem gruboziarnistych proszków (np. atmosferyczne natryskiwanie plazmowe) [4]. należy podkreślić, że zmniejszenie grubości nie pogarsza właściwości powłok. może to prowadzić do obniżenia kosztów wytwarzania protez i implantów. w artykule przedstawiono wyniki badań właściwości mechanicznych i struktury warstw hydroksyapatytowych natryskiwanych plazmowo z zawiesin. opis eksperymentu przygotowanie zawiesiny proszek hydroksyapatytu (ha) został wysyntetyzowany w metodzie mokrej przy zastosowaniu azotanu wapnia oraz fosforanu diamonowego w roztworze amoniaku w sposób opisany w [5, 6]. proszek miał jednorodny rozkład wielkości cząstek z maksimum ok. 1 μm podczas badania w etanolu. natomiast podczas badania w wodzie rozkład wielkości cząstek proszku był niejednorodny z aglomeratami o średnicach ok. 3 i 10 μm (rys. 1) [6]. do wytworzenia zawiesiny użyto 20% wag. proszku ha, a fazę ciekłą stanowiła mieszanina wody i etanolu w stosunku wag. 1:1. parametry natryskiwania plazmowego powłoki natryskiwano na podłoża o wymiarach 20x20x0,8 mm wykonane ze stopu tytanu ti6al4v. przed natryskiwaniem podłoża poddawano obróbce strumieniowo-ściernej korundem o ziarnistości 125 + 88 μm przy ciśnieniu 0,4 mpa z odległości ok. 100 mm. następnie podłoża czyszczono przez zanurzenie w etanolu. zawiesina była wprowadzana promieniowo przez dyszę o średnicy 0,5 mm umieszczoną wewnątrz anody palnika plazmowego. palnik sg-100 był zamontowany na 5-osiowym robocie przemysłowym irb-6. stałe parametry natryskiwania podano w tablicy i. zmiennymi parametrami były: moc palnika oraz odległość natryskiwania (tabl. ii). metodyka badań badania składu fazowego skład fazowy badanych powłok został określony za pomocą analizy dyfrakcyjnej przy zastosowaniu urządzenia bruker axs, model d8 z promieniowaniem cu-kα. otrzymane dyfraktogramy były analizowane przy użyciu oprogramowania diffrac + eva, w oparciu o bazę danych wzorców dyfrakcyjnych, jcpds-icdd. procentowy udział faz w natryskiwanych powłokach wyznaczono przy użyciu metody współczynnika intensywności odniesienia, rir (reference intensity ratio) opisanej przez preveya [8]. użyto następujących plików z bazy jcpds: – ha, hydroksyapatyt, jcpds 73-1731; – α-tcp, fosforan trójwapniowy ca3(po4)2, jcpds 70-0374; rys. 1. rozkład wielkości kalcynowanego i mielonego proszku ha mierzonego za pomocą techniki dynamicznego rozpraszania laserowego: a) w etanolu, b) w wodzie [6] fig. 1. the size distribution of calcined and grinding powder of ha measured by the technique of dynamic laser scattering: a) in ethanol, b) in water [6] tablica ii. zmienne parametry natryskiwania table ii. changeable parameters of spraying nr próby moc kw odległość natryskiwania, mm maksymalna temperatura na powierzchni, °c 1 30 60 510 2 27 50 600 3 33 50 620 4 27 70 520 5 33 70 650 tablica i. stałe parametry natryskiwania table i. constant parameters of spraying parametry natryskiwania wartości skład i przepływ gazów plazmowych argon (45 l/min), wodór (5 l/min) prędkość palnika 500 mm/s liczba przejść palnika nad podłożami 30, 3 serie po 10, z przerwą ok. 1 min prędkość podawania zawiesiny 20 g/min wielkość, nm wielkość, nm ob ję to ść , % ob ję to ść , % 75przegląd spawalnictwa 9/2012 – β-tcp, fosforan trójwapniowy ca3(po4)2, jcpds 70-2065; – ttcp, fosforan czterowapniowy, ca4p2o9, jcpds 70-1379; – cao, tlenek wapnia, jcpds 82-1690. obserwacje na skaningowym mikroskopie elektronowym były wykonane zarówno na powierzchni powłok, jak i na ich przekrojach poprzecznych. stosowano mikroskop jeol typu jsm 5800 lv oraz detektory elektronów wtórnych, se (secondary electrons) i elektronów wstecznie rozproszonych, bse (backscattered electrons). badanie właściwości mechanicznych właściwości mechaniczne wyznaczono metodą mikroindentacji na urządzeniu csm 2-107. zastosowano wgłębnik vickersa. wszystkie próby przeprowadzono w temperaturze ok. 20°c, na przekrojach poprzecznych w celu uniknięcia wpływu podłoża oraz chropowatości powierzchni badanych powłok na wyniki badań. badanie polega na zagłębianiu penetratora pod wpływem ciągłego obciążenia w zakresie od 0 do siły maksymalnej pmax w celu otrzymania krzywej siła-zagłębienie. do wyznaczenia modułu sprężystości oraz określenia zależności pomiędzy przyłożoną siłą a twardością niezbędne jest wykonanie prób z różnymi siłami maksymalnymi. w przeprowadzonych badaniach maksymalna siła pmax wynosiła od 100 do 1000 mn z krokiem 100 mn. podobnie jak w nanoindentacji, prędkość obciążania i odciążania jest liniową funkcją maksymalnej siły, wynoszącą jej dwukrotność i wyrażona jest w n/min [9]. zgodnie ze standardami badań twardości przy użyciu wgłębnika vickersa, czas działania maksymalnej siły to 15 s. wyznaczanie modułu sprężystości do obliczeń modułu sprężystości zastosowano model oliviera i pharra [10], który jest oparty na oryginalnej pracy doernera i nixa [11]. dodatkowo wprowadzono poprawki, zawierające wpływ podatności urządzenia pomiarowego oraz współczynników kształtu wgłębnika i rodzaju badanego materiału [12÷14]. ostatecznie otrzymano następującą relację wyrażającą krzywą odciążania: (1) w powyższym wzorze cf to podatność ramowa urządzenia pomiarowego, współczynnik β jest związany z kształtem wgłębnika (dla wgłębnika vickersa wynosi on 1,05), natomiast hc to zagłębienie stykowe. hay i in. [14] wprowadzili współczynnik poprawkowy ɣ, zależny od współczynnika poissona badanego materiału [14]. z kolei er to moduł zredukowany określony wg zależności: (2) we wzorze symbole em, vm oraz ei, vi oznaczają moduł sprężystości i współczynnik poissona odpowiednio: badanego materiału oraz penetratora (dla penetratora diamentowego wynoszą one ei = 1140 gpa oraz vi = 0,07). współczynnik poprawkowy ɣ = 1,10, gdyż wartość współczynnika poissona dla ha to 0,14 [15]. pomiary twardości do pomiaru twardości powłok ha wybrano twardość martensa, określoną wg zależności: (3) przy czym maksymalna siła pmax jest wyrażona w n, natomiast największe zagłębienie hmax w mm, to twardość martensa hm jest wyrażona w mpa. istotną rolę w wyznaczaniu twardości powłok odgrywa tzw. efekt wielkości zagłębienia, ise (indentation size effect), analizowany szczegółowo w [16]. opisuje on zależność pomiędzy twardością a przyłożoną siłą. parametrem wyrażającym tę zależność jest tzw. hlsf (hardness lenght-scale factor) wprowadzony przez chicota [17]. zależność pomiędzy mikrotwardością hm a wielkością zagłębienia hmax jest następująca: (4) gdzie: hm0 to makrotwardość. dodatkowo przeanalizowano całą krzywą obciążania w celu obliczenia makrotwardości oraz parametru hlsf. otrzymana z pomiarów krzywa może być opisana następującą zależnością [18]: (5) gdzie: p0 i c2 są wyznaczane z danych eksperymentalnych. przez powiązanie wzorów (3), (4) i (5) można obliczyć tzw. „dynamiczną” twardość martensa na całej krzywej obciążenia przez wykorzystanie wielkości zagłębienia podczas badania oraz uwzględnienie w obliczeniach efektu wielkości zagłębienia. zależność jest następująca: (6) we wzorze (6) trzy parametry związane są z: odchyleniem siły p0, „dynamiczną” twardością martensa, hm0 oraz parametrem hlsf opisującym efekt wielkości zagłębienia. zatem dane eksperymentalne mogą być użyte do wyznaczenia tych parametrów. 76 przegląd spawalnictwa 9/2012 wyniki badań mikrostruktura przykładową powierzchnię natryskiwanej powłoki pokazano na rysunku 2, a jej przekrój poprzeczny na rysunku 3. w powłokach występują cząstki różnej wielkości i z różnym stopniem odkształcenia, co jest cechą charakterystyczną dla powłok natryskiwanych cieplnie. równocześnie jednak występują obszary złożone z dużej ilości bardzo drobnych cząstek przetopionych w różnym stopniu (rys. 2). taka budowa wynika ze specyfiki procesu natryskiwania z użyciem zawiesin. krople zawiesiny wprowadzone do plazmy są nagrzewane, ciecz odparowuje, a cząstki proszku tworzą aglomeraty topione w całości lub częściowo w zależności od tego, w którym obszarze plazmy się znajdują. ponadto powłoki charakteryzują się znaczną porowatością. w natryskiwanych powłokach dominującą fazą jest hydroksyapatyt. jego zawartość mieści się w przedziale 71,6÷90,9 % w zależności od parametrów natryskiwania. wyniki analizy fazowej zamieszczono w tablicy iii. najmniejszą zawartość hydroksyapatytu stwierdzono w powłoce natryskiwanej w eksperymencie 3, czyli przy najmniejszej odległości natryskiwania oraz największej mocy palnika. właściwości mechaniczne otrzymano dwa typy krzywych do badań mikroindentacji powłok. w zależności od umiejscowienia penetratora krzywa miała przebieg monotoniczny (rys. 4a) lub wykazywała pewne zmiany w części obciążającej (rys. 4b). odpowiadają one wzrastającemu zagłębieniu przy niewielkim wzroście siły. może to wynikać z obecności stref o dużym zróżnicowaniu twardości w powłoce. w badaniach tych wyznaczono moduł sprężystości powłok ha, a następnie ich twardość. rys. 2. powierzchnia powłoki ha natryskiwanej w próbie 1, sem (se) fig. 2. the surface of ha coating sprayed in experiment 1, sem (se) rys. 3. przekrój poprzeczny powłoki ha natryskiwanej w próbie 2, sem (bse) fig. 3. cross-section of ha coating sprayed in experiment 2, sem (bse) rys. 4. dwa rodzaje krzywych otrzymanych w badaniach mikroindentacji powłok ha: a) próbka 4, b) próbka 2 fig. 4. two kinds of curves for ha coatings in the microindentation tests: a) sample 4, b) sample 2 tablica iii. skład fazowy powłok ha natryskiwanych w różnych eksperymentach, określony na podstawie dyfraktogramów rentgenowskich table. iii. phase composition of ha coating sprayed in different experiments on the basis of x-ray diffraction patterns faza krystaliczna zawartość fazy w różnych eksperymentach, % 1 2 3 4 5 ha 85,6 85,2 71,6 85,6 90,9 α-tcp 11,1 8,9 14,5 8,7 6,2 β-tcp 2,4 1,9 3,7 2,7 1,4 ttcp 0,0 3,6 9,4 1,7 0,1 cao 0,8 0,4 0,8 1,2 1,4 zagłębienie, µm zagłębienie, µm s iła , n s iła , n 77przegląd spawalnictwa 9/2012 rys. 5. odwrotność nachylenia części odciążającej 1/s w funkcji odwrotności zagłębienia stykowego 1/hc dla próbki 3 fig. 5. the inverse slope of unload part 1/s as a function of the inverse pin recess, 1/hc for sample 3 rys. 6. moduły sprężystości powłok ha natryskiwanych plazmowo z zawiesin fig. 6. modulus of elasticity for suspension plasma sprayed ha coatings twardość twardość powłok ha, obliczoną wg wzoru (3), w zależności od zastosowanych parametrów natryskiwania, przedstawiono na rysunku 7, a wg zależności (4) na rysunku 8. w obydwu przypadkach największą twardość wykazuje powłoka natryskiwana w próbie 3, czyli przy najmniejszej odległości i największej mocy palnika. omówienie wyników natryskiwane powłoki są zbudowane z dobrze przetopionych lameli, które są przedzielone obszarami zawierającymi stopione lub częściowo stopione bardzo drobne cząstki wyjściowego proszku. zastosowane parametry natryskiwania powodują częściowy rozpad hydroksyapatytu. nie stwierdzono jednak wyraźnej zależności stopnia dekompozycji ha od mocy palnika i odległości natryskiwania. moduł sprężystości również jest zależny od zastosowanych parametrów natryskiwania i wynosi 15,6÷39,8 gpa. wartości te są mniejsze niż w przypadku powłok natryskiwanych z gruboziarnistego proszku przez fu i in. [19]. otrzymali oni moduł sprężystości w zakresie 53÷58 gpa. jednak były to powłoki ha wzmocnione zro2 + 8% wag. y2o3. również chen i in. uzyskali wyższy moduł sprężystości wynoszący 72 gpa dla spieczonej fazy β-tcp [20]. twardość powłok ha wyznaczona ze wzoru (3) wyniosła 0,43÷1,22 gpa. z kolei twardość określona ze wzoru (4) mieściła się w zakresie 0,34÷0,96 gpa uwzględniając parametr hlsf opisujący efekt wielkości zagłębienia. wartość parametru hlsf wyniosła 0,59÷1,28 mpa·m 1/2. moduł sprężystości do wyznaczenia modułu sprężystości zastosowano wykres przedstawiony na rysunku 5. jest to odwrotność nachylenia części odciążającej 1/s w funkcji odwrotności zagłębienia stykowego 1/hc wyznaczonego ze wzoru (1). można zauważyć, że anomalie obserwowane na rysunku 4b nie mają wpływu na część odciążającą krzywej. z jej nachylenia wyznacza się moduł sprężystości przez powiązanie wzorów (1) i (2). moduły sprężystości wszystkich badanych powłok przedstawiono na rysunku 6. stwierdzono wpływ zarówno odległości natryskiwania, jak i mocy palnika na wartości modułu sprężystości badanych powłok. wzrasta on ze zmniejszającą się odległością natryskiwania oraz rosnącą mocą palnika. rys. 7. twardość martensa powłok ha wyznaczona ze wzoru (3) fig. 7. martens hardness of ha coatings acc. to formula (3) rys. 8. twardość martensa hm0 i parametr hlsf powłok ha wyznaczone ze wzoru (4) fig. 8. martens hardness of ha coatings and hlsf parameter acc. to formula (4) 78 przegląd spawalnictwa 9/2012 wnioski mikrostruktura warstw ha wynika ze specyfiki procesu natryskiwania z użyciem zawiesin. twardość oraz moduł sprężystości warstw ha wzrasta wraz ze zmniejszającą się odległością natryskiwania oraz rosnącą mocą palnika. dalsze badania powinny dotyczyć wyznaczenia właściwości mechanicznych oraz prawdopodobnych zmian mikrostruktury powłok natryskiwanych plazmowo z zawiesin warstw ha in vitro, zanurzonych w symulowanym płynie fizjologicznym. podziękowania analiza fazowa warstw ha została wykonana przez dr. r. jaworskiego. zdjęcia na mikroskopie skaningowym wykonali: dr s. bellayer (ensc-lille) oraz dr h. podlesak (uniwersytet chemnitz). badania zostały częściowo sfinansowane w ramach grantu nn 503 134138. [10] olivier w.c., pharr g.m.: an improved technique for determining hardness and elastic modulus using load and displacement sensing indentation experiments, journal of materials research, 7 (1992), 1564-1583. [11] doener m.f., nix w.d.: a method of interpreting the data from the depth-sensing indentation instruments, journal of materials research, 1 (1986), 601-609. [12] fischer-cripps a.c.: critical review of analysis and interpretation of nanoindentation test data, surface and coatings technology, 200 (2006), 4153-4165. [13] antunes j.m., menezes l.f., fernandes j.v.: threedimensional numerical simulation of vickers indentation tests, international journal of solids and structures, 43 (2006), 784-806. [14] hay j.c., bolshakov a., pharr g.m.: critical examination of the fundamental relations used in the analysis of nano-indentation data, journal of materials research, 14 (1999), 2296-2305. [15] charriere e., terrazzoni s., pittet c., mordasini ph., dutoit m., lemaitre j., zysset ph.: mechanical characterization of brushite and hydroxyapatite cements, biomaterials, 22 (2001), 2937-2945. [16] cheng y.t., cheng c.m.: scaling dimensional analysis and indentation measurements, material science and engineering: r: reports, 44 (2004), 91-149. [17] chicot d.: hardness length-scale factor to model nanoand micro-indentation size effects, materials science and engineering: a, 499 (2009), 454-461. [18] zeng k., chiu c.h.: an analysis of load-penetration curves from instrumented indentation, acta materialia, 49 (2001), 3539-3551. literatura [1] williams d.f.: on the mechanism of biocompatibility, biomaterials, 29 (2008), 2941-2953. [2] yang y., kim k.h., ong j.l.: a review on calcium phosphate coatings produced using a sputtering process – an alternative to plasma spraying, biomaterials, 26 (2005), 327-337. [3] gitzhofer f., bouyer e., boulous m.i.: suspension plasma spraying. us patent 5 609 921, 3 listopada 1997. [4] killinger a., gadow r., mauer g., guignard a., vassen r., stover d.: review of new developments in suspension and solution precursor thermal spray processes, journal of thermal spray technology, 20 (2011), 677-695. [5] jaworski r., pierlot c., pawłowski l., bigan m., quivrin m.: synthesis and preliminary tests of suspension plasma spraying of fine hydroxyapatite powder, journal of thermal spray technology, 17 (5-6) (2008), 679-684. [6] jaworski r., pierlot c., pawłowski l., bigan m., martel m.: design of the synthesis of fine ha powder for suspension plasma spraying, surface and coatings technology, 203 (2009), 2092-2097. [7] pierlot c., pawłowski l., bigan m., chagnon p.: design of experiments in thermal spraying: a review, surface and coatings technology, 202 (2008), 4483-4490. [8] prevey p.s.: x-ray diffraction characterization of crystallinity and phase composition in plasma-sprayed hydroxyapatite coatings, journal of thermal spray technology, 9 (2000), 369-376. [9] quinn g.d., patel p.l., lloyd i.: effect of loading rate upon conventional ceramic microindentation hardness, journal of research of the national institute of standards and technology, 107 (2002), 299-306. w następnym numerze aleksandra małachowska, marcin winnicki, andrzej ambroziak perspektywy natryskiwania niskociśnieniową metodą cold spray andrzej ignasiak, andrzej ambroziak analiza technologii spawania laserowego materiałów trudnospawalnych ryszard pakos kwalifikowanie spawaczy stali wg wymagań pn-en 287-1:2011 i norm międzynarodowych zbigniew mirski, maciej różański, andrzej winiowski lutowanie dyfuzyjne tytanu przy użyciu przekładek z miedzi i niklu piotr białucki, artur lange, krzysztof miazga spawanie orbitalne rur cieńkościennych ze stali 316l andrzej ambroziak, piotr białucki, wiesław derlukiewicz, artur lange, paweł dudkiewicz wpływ liczby napraw na właściwości złączy spawanych ze stali drobnoziarnistych dariusz fydrych pękanie zimne stali spawanej w środowisku wodnym lesław sozański wybrane normy badań magnetyczno-proszkowych złączy spawanych zygmunt mikno, zbigniew bartnik, artur lange, mirosław sikorski wybrane aspekty zgrzewania garbowego blach stalowych w obliczeniach mes 201403_pspaw_5894.pdf 32 przegląd spawalnictwa 3/2014 andrzej kolasa paweł cegielski andrzej oneksiak nowa głowica do orbitalnego doczołowego spawania rur metodą tig new tig welding head for orbital butt joining of pipes t p jakościowe, doczołowe spawanie metodą tig obwodowych złączy cienkościennych rur, prefabrykatów, a nawet fragmentów całych instalacji, pociąga za sobą liczne trudności techniczne i technologiczne. do najważniejszych zaliczyć należy zwykle małą grubość oraz średnicę łączonych elementów. przy spawaniu złożonych zespołów i całych instalacji pojawiają się trudności z dostępem do złącza, brak możliwości jego obrotu względem elektrody, a nawet zmiany pozycji w przestrzeni (pozycji spawania). ręczne wykonywanie tego typu połączeń jest niezwykle trudne i czasochłonne. brak swobodnego dostępu do złącza na całym obwodzie oraz wysokie a tract high quality tig girth welding of thin-walled pipe joints or other parts of metallic structures are usually made with the use of highly specialized equipment produced by a few manufacturers. investment in such equipment resulted from an ability to perform high quality joints and high efficiency despite relatively high price and sometime some limitation of application. the course of design, assembly and implementation to industrial practice of a new automatic system for orbital tig welding of butt pipe joints supported by the fsnt-not grant within the years 2012-2013 is described in this paper. eyword automation of welding, tig welding, orbital welding stre zczenie do jakościowego, doczołowego spawania metodą tig obwodowych złączy cienkościennych rur, prefabrykatów, a nawet fragmentów całych instalacji stosowane są wysoce wyspecjalizowane urządzenia do spawania orbitalnego metodą tig. pomimo wysokiej ceny urządzeń pochodzących wyłącznie z importu oraz pewnych ograniczeń funkcjonalnych, wysoka wydajność, jakość i powtarzalność połączeń skłaniają do ich zakupu. w artykule przedstawiono proces opracowania i efekty wdrożenia do produkcji przemysłowej nowego, krajowego systemu do orbitalnego doczołowego spawania rur metodą tig, zrealizowanego w ramach projektu celowego fsnt-not w latach 2012-2013. słowa kl czowe automatyzacja, spawanie tig, spawanie orbitalne wymagania jakościowe są wystarczającymi przesłankami do zastąpienia pracy spawacza procesem zautomatyzowanym. w tym celu stosowane są odrębne, wysoce wyspecjalizowane urządzenia do doczołowego spawania orbitalnego rur metodą tig. w takim przypadku to głowica spawalnicza (elektroda tig) musi wykonać ruch na całym obwodzie nieruchomego złącza, a parametry technologiczne powinny być dostosowane do bieżących warunków procesu. podczas pracy ręcznej, wykonywanej nawet przez doświadczonego spawacza, mogą powstać niekontrolowane braki przetopu, a w przypadku spawania swobodnego (bez specjalnego oprzyrządowania montażowego), także przesunięcia krawędzi łączonych elementów i inne błędy geometrii (rys. 1a). przy zautomatyzowanym spar a inż andrze ola a pro p dr inż paweł cegiel ki – politechnika warszawska, andrze nek iak – zaso zakład aparatury spawalniczej. autor korespondencyjny/corresponding author: pcegiels@wip.pw.edu.pl 33przegląd spawalnictwa 3/2014 pa, pionowej z dołu do góry pf, pionowej z góry na dół pg i pułapowej pe (rys. 2b). zgodnie z pn-en iso 6977 spawanie takie określa się jako spawanie w pozycji pf lub pg. wymienione trudności pokonywane są przede wszystkim przez: – zastosowanie głowic roboczych o bardzo wysokiej precyzji, zapewniającej powtarzalne parametry ruchu (prędkości, trajektorii, brak luzów mechanizmu napędzającego itp.), – programowanie parametrów spawania w wydzielonych strefach na obwodzie złącza. w ramach podstawowego podziału wyróżnia się następujące odmiany głowic orbitalnych tig [1, 2, 4]: – zamknięte (także kasetowe), przeznaczone do rur o najmniejszych średnicach, – otwarte, stosowane w najszerszym zakresie średnic i konstrukcji spawanych, – w postaci wózków szynowych, poruszających się po specjalnej bieżni dookoła rury, przeznaczone do spawania elementów o największych średnicach (także metodami mig/mag). głowice zamknięte są przeznaczone do spawania cienkościennych rur i kształtek, przede wszystkim ze stali wysokostopowych. dostępne są w różnych wielkościach, umożliwiających spawanie rur o średnicach zewnętrznych nawet poniżej 2 mm, do ok. 80 mm. ruchomy pierścień z elektrodą wolframową znajduje się w komorze gazowej utworzonej przez zewnętrzną obudowę głowicy (rys. 3), stanowiącą jednocześnie układ zaciskowy dla spawanych rur (obudowa pełni funkcję szczęk mocująco−centrujących). taka konstrukcja zapewnia jednocześnie maksymalną ochronę złącza gazem osłonowym. wymieniając elementy zaciskowe obudowy, można w pewnym zakresie dostosować głowicę do średnicy rury. sam proces spawania odbywa się bez dodawania spoiwa z zewnątrz oraz bez możliwości poprzecznej oscylacji elektrody. głowice otwarte są najbardziej uniwersalnym środkiem do spawania obwodowego metodą tig cienkościennych rur, kształtek i kołnierzy, przede wszystkim waniu orbitalnym tig głowica spawalnicza wykonuje obwodowy ruch roboczy wokół nieruchomego złącza. właściwie zastosowana maszyna zapewnia najwyższą jakość połączenia (rys. 1b), jednak warunkiem uzyskania pełnej powtarzalności efektów jest zapewnienie równie powtarzalnych właściwości łączonych elementów. końce rur muszą być starannie przygotowywane do spawania i wolne od zanieczyszczeń. dla rur o najcieńszych ściankach zgrubne cięcie mechaniczne może nie być wystarczające. w przypadku grubszych ścianek konieczne jest odpowiednie ukosowanie ich krawędzi. istotną trudnością przy spawaniu orbitalnym tig, w którym ruch obwodowy głowicy roboczej następuje wobec nieruchomego złącza, jest zapewnienie wysokiej jakości połączenia pomimo zmieniających się warunków spawania podczas procesu. powodem trudności technologicznych są następujące, główne czynniki: – nagrzewanie się złącza w miarę postępującego procesu, istotne zwłaszcza przy spawaniu rur cienkościennych i o małych średnicach, – zmieniająca się pozycja spawania w poszczególnych fazach procesu dla złącza rurowego, którego oś jest odchylona od pionu. dla spawanych rur o osiach zorientowanych pionowo proces odbywa się przy stałej pozycji naściennej (pc, rys. 2a). dla poziomej orientacji osi rur proces przebiega w aż czterech różnych pozycjach: podolnej ry 1 złącza obwodowe wykonywane metodą tig (fragmenty rur, widoki od strony grani): a) ręcznie, b) głowicą orbitalną tig [1, 2] ig 1 tig welded pipe joints made manually (a) and with the use of automatic head (b) [1,2] ry 2 pozycje spawania złącza obwodowego przybliżone do pozycji spawania jednakowo zorientowanych w przestrzeni spoin liniowych: a) dla pionowej, b) dla poziomej osi łączonych rur [1, 2] ig 2 welding positions of pipe joints with vertical axe (a) and horizontal axe (b) [1, 2] ry 3 głowica zamknięta – widok po częściowym otwarciu: 1 – ruchoma szczęka, 2 – elektroda wolframowa, 3 – wymienna wkładka zaciskowa, 4 – podstawa głowicy, 5 – zatrzask mocujący szczęki dociskowej (a21prh, seria 6-76, esab) ig 3 partly opened welding head: 1 – moving clamp, 2 – tungsten electrode, 3 – exchangeable clamp insert, 4 – head body, 5 – clamps lock (a21prh, 6-76 series, esab) a) b) 34 przegląd spawalnictwa 3/2014 ze stali wysokostopowych. dostępne są w różnych wielkościach, umożliwiających spawanie rur o średnicach od ok. 8 do 200 mm. ruchomy pierścień z elektrodą wolframową nie jest osłonięty, a mocowanie i centrowanie głowicy najczęściej jest zrealizowane za pośrednictwem ręcznie zaciskanych szczęk (rys. 4). taka konstrukcja zapewnia jedynie standardową ochronę złącza gazem osłonowym. jednocześnie jednak proces może odbywać się z dodatkiem spoiwa, zimnego lub gorącego, podawanego z wbudowanego lub zewnętrznego układu podawania i zasobnika drutu. możliwa jest także poprzeczna oscylacja elektrody oraz automatyczna korekta jej odstępu od materiału spawanego. głowice orbitalne przeznaczone są do współpracy z zewnętrznymi, specjalizowanymi źródłami energii i układami sterowania, z którymi są łączone za pośrednictwem wiązek wielofunkcyjnych przewodów. nowoczesne układy sterowania umożliwiają precyzyjne zaprogramowanie całego cyklu roboczego, w tym zsynchronizowanie poszczególnych faz ruchu obwodowego elektrody z funkcjami i zmiennymi parametrami procesu (podział na sektory, tabl. i). dostępne są następujące, główne funkcje i właściwości układów sterowania (wybór zależnie od typu urządzenia i opcji wyposażeniowych) [1, 2]: – automatyczna korekta żądanej odległości końca elektrody od materiału (najczęściej przez pomiar napięcia łuku), – zaprogramowany, wcześniejszy nadmuch gazu osłonowego, a następnie jego pozostawienie przez określony czas po zakończeniu spawania, – synchronizacja zmian prądu spawania (także z pulsacją) i podawania dodatkowego spoiwa z fazami ruchu obwodowego elektrody tig wokół złącza, – programowane nałożenie końca spoiny na jej początek (tzw. przekrycie), zapobiegające nieszczelności połączenia, – możliwość przechowywania w pamięci wewnętrznej, drukowania lub przenoszenia programów, np. przez port usb, – układy sterowania zintegrowane z systemami monitorowania parametrów lub kompatybilne z tego typu systemami zewnętrznymi, ry 4 głowica spawalnicza otwarta podczas prób: 1 – szczęka mocująco–centrująca, 2 – uchwyt elektrodowy tig, 3 – układ podawania spoiwa (a21prc, seria 33-90, esab) ig 4 opened welding head under tests conditions: 1 – fixing and centering clamp, 2 – tig electrode holder, 3 – filler wire feeding nozzle (a21prc, 33-90 series, esab) ø 60 wypełnienie sektor 1 sektor 2 sektor 3 sektor 4 sektor 5 sektor 6 sektor 7 punk przerwania, 0 0 72 144 216 288 360 367 punkt przerwania wartość szczytowa, a 150 148 146 144 142 140 0 prąd baza, a 110 110 110 110 110 110 0 puls, a 0,4 0,4 0,4 0,4 0,4 0,4 0,4 baza, s 0,4 0,4 0,4 0,4 0,4 0,4 0,4 nachylenie, s 1 8 8 8 8 1,9 10 wartość szczytowa, cm/min 110 110 110 110 110 0 0 podawanie drutu baza, cm/min 110 110 110 110 110 0 0 nachylenie, s 0 0 0 0 0 0 0 prędkość, mm/min 115 115 115 115 115 115 115 obroty kierunek dalej dalej dalej dalej dalej dalej dalej z pulsem wył. wył. wył. wył. wył. wył. wył. nachylenie, s 0 0 0 0 0 0 0 spoina, s 5 0 0 0 0 0 10 gazstart, s 0 0 0 0 0 0 0 rdzeń, s 0 0 0 0 0 0 0 podgrzewanie wstępne, s 5 0 0 0 0 0 0 podgrzewanie  wstępne ta lica i przykładowe parametry uwzględniające podział złącza na siedem sektorów, dla warstwy wypełniającej (głowica otwarta a21prc, seria 33-90, esab) ta le i an example of welding parameters divided into seven parts of a girth welded joint (a21prc, 33-90 series, esab) 35przegląd spawalnictwa 3/2014 – możliwość szczegółowej analizy zapisanych danych z monitorowania, w tym parametrów spawania, zakłóceń w ich przebiegu czy efektywnego czasu pracy urządzenia itp., – możliwość programowania off-line (na zewnętrznym komputerze), a następnie wprowadzenia programu do rzeczywistego urządzenia. ałożenia pro ektowanego y tem or italnego wobec braku krajowego systemu orbitalnego tig oraz sygnalizowanego zapotrzebowania na rozwiązania alternatywne, podjęto działania mające na celu wdrożenie w firmie zaso nowej generacji urządzeń, konkurencyjnych pod względem ceny i poziomu technicznego do dostępnych na rynku urządzeń [5]. innowacyjność projektu polegała na przełamaniu ograniczeń międzysystemowych dotychczas oferowanych urządzeń orbitalnych – połączeniu w jednym urządzeniu najwyższej precyzji i ochrony złącza jak w głowicach zamkniętych, z podwyższonym zakresem średnic spawania i podawaniem dodatkowego spoiwa, typowych dla głowic otwartych. do głównych parametrów użytkowych projektowanego systemu zaliczyć należy [3]: – kompletny, uniwersalny system do zautomatyzowanego, orbitalnego doczołowego spawania rur metodą tig w zakresie średnic od 20 do 120 mm (rys. 5), – spawanie tig bez i z dodatkiem spoiwa, podawanego w postaci tzw. zimnego drutu (0,6÷0,8 mm), – głowicę zamkniętą, z ruchem obwodowym elektrody względem nieruchomego złącza, – maksymalną ochronę złącza – obudowa głowicy jako komora gazu osłonowego, – możliwość zainstalowania opcjonalnego, dodatkowego ruchu oscylacyjnego elektrody, – nadrzędny układ sterowania z programowaniem automatycznych cykli spawania, w tym zmiennych parametrów w funkcji pozycji elektrody na obwodzie złącza (sektorów), – mechaniczną korektę odległości elektrody od powierzchni spawania. zakład inżynierii spajania politechniki warszawskiej we współpracy z grupą produkcyjną zaso z warszawy od wielu lat stymuluje prace badawczo-rozwojowe i wdrożeniowe w obszarze automatyzacji procesów spawalniczych. poniżej przedstawiono efekty ostatniego opracowania, zrealizowanego w ramach jednego z projektów celowych [5]. odelowanie y tem or italnego z uwagi na wysoki stopień złożoności projektowanego systemu, w tym brak komercyjnych rozwiązań o podobnej funkcjonalności i parametrach użytkowych przyjęto, że jego projekt i wykonanie poprzedzone zostanie opracowaniem, wykonaniem i badaniami modeli doświadczalnych: wirtualnych i fizycznych. z uwagi na charakter modeli doświadczalnych, w tym konieczność sprawdzenia licznych wariantów mechanicznych i sterowania, nie osiągały one parametrów założonych dla prototypów i wdrożenia. odnosiło się to przede wszystkim do wytrzymałości mechanicznej, powtarzalności parametrów oraz funkcjonalności. powyższe odstępstwa podyktowane były względami ekonomicznymi i praktycznymi (łatwość budowy, badań itp.) i nie miały wpływu na przebieg dalszych badań. obok modelu zamkniętej głowicy orbitalnej powstały także modele uproszczonego układu sterowania automatycznego i układu podawania dodatkowego spoiwa, niezbędne w procesie uruchomienia i badań głowicy. w odniesieniu do modelu doświadczalnego zamkniętej głowicy orbitalnej uznano, że największą trudnością będzie zapewnienie precyzyjnego ruchu obwodowego głowicy wokół złącza, niezakłócone zasilanie nietopliwej elektrody energią elektryczną, a także podawanie gazu osłonowego oraz dodatkowego spoiwa do komory spawania. z rozeznania realizatorów projektu wynikało, że obecnie nie jest produkowana jakakolwiek głowica zamknięta z zewnętrznym podawaniem dodatkowego spoiwa w postaci drutu. nie było więc odpowiedniej wiedzy na temat tego typu konstrukcji oraz doświadczeń z ich eksploatacji. opracowanie modeli fizycznych poprzedzono modelowaniem komputerowym, włącznie z wizualizacją przestrzenną 3d, w tym sprawdzeniem działania animowanych modeli na ekranie komputera (rys. 6). pozwoliło to na optymalizację konstrukcji, m.in. pod kątem działania mechary 5 zrealizowana konfiguracja systemu do orbitalnego doczołowego spawania rur metodą tig ig 5 tig welding system for orbital joining of pipes ry 6 model konstrukcyjny mechanizmu napędowego – przykładowa wizualizacja 3d z możliwością sprawdzenia działania na ekranie komputera ig 6 model of welding head driving mechanism – 3d visualization 36 przegląd spawalnictwa 3/2014 nizmów przeniesienia napędu (rozmiaru kół zębatych, przełożenia itp.), łożyskowania wewnętrznej tarczy obrotowej, mechanizmu mocowania głowicy na spawanych elementach czy ogólnych wymiarów głowicy. w rozwiązaniu konstrukcyjnym głowicy zastosowano innowacyjny system wewnętrznego łożyskowania, pełniącego jednocześnie rolę układu przekazywania prądu zasilającego obwód spawania. wyeliminowało to konieczność stosowania wewnętrznych kabli i złączy. napęd oparto na serwonapędzie elektrycznym z przekładnią zębatą. montaż głowicy na spawanych elementach następuje przez zamknięcie jej dwuczęściowego korpusu za pośrednictwem wymiennych wkładek dopasowujących (rys. 7a). podczas badań, w tym prób ruchowych i spawalniczych (rys. 7b), modyfikowano i usprawniano mechanizmy: przenoszenia ruchu, kontroli położenia głowicy, mocowania i centrowania spawanych rur itp. opracowany i zbudowany model doświadczalny uproszczonego układu sterowania umożliwiał kontrolę dwóch napędów – obrotu roboczego głowicy i podawania dodatkowego spoiwa w postaci zimnego drutu oraz ich synchronizację z procesem spawania tig w formie stałego cyklu roboczego. drożenie przemy łowe wytypowane, pozytywnie zweryfikowane rozwiązania i elementy konstrukcyjne modeli zarekomendowano do dalszego wykorzystania w prototypach. prototypy, o docelowych parametrach projektowanego systemu, były ostatnim stadium badawczym. dopiero na tej podstawie możliwe było stworzenie projektu optymalnego, zarówno pod względem konstrukcyjnym, ry 7 model doświadczalny głowicy orbitalnej: a) głowica otwarta po założeniu próbek, b) próby ruchowe podczas spawania ig 7 experimental model of the orbital welding head: a) opened head with pipe specimen, b) head during test welding ry 8 wdrożone stanowisko do orbitalnego, doczołowego spawania rur metodą tig: 1 – nadrzędny układ sterowania, 2 – zasilacz energetyczny z chłodnicą wodną, 3 – regulator źródła zasilającego z jonizatorem, 4 – zamknięta głowica orbitalna, 5 – zespół podawania spoiwa ig 8 the system for orbital butt tig welding of pipes: 1 – master control device, 2 – water cooled power supplier, 3 – power supplier control system with hf unit, 4 – compact welding head, 5 – filler wire feeder jak i użytkowym, a następnie przejście do fazy wdrożenia produkcyjnego. ostatecznie system przyjął postać mobilnego stanowiska (rys. 8) o konfiguracji zgodnej ze schematem przedstawionym na rysunku 5. wdrożona głowica orbitalna ma postać zamkniętej, uszczelnionej komory gazowej, wewnątrz której porusza się ruchomy pierścień z nietopliwą elektrodą. obudowa stanowi jednocześnie układ mocująco-centrujący spawanych rur. montaż głowicy następuje przez zamknięcie jej dwuczęściowego korpusu na spawanych elementach za pośrednictwem wymiennych wkładek dopasowujących. na ich powierzchni widać uszczelnione okienka rewizyjne (rys. 9). w wyniku pozytywnej weryfikacji modeli i prototypów zachowano innowacyjny system łożyskowania wewnętrznego pierścienia obrotowego, pełniący jednocześnie rolę układu przekazywania prądu, bez potrzeby stosowania wewnętrznych kabli i złączy (rys. 10). konstrukcja spawalniczego źródła energii oparta została na zasilaczu inwertorowym z bezstopniowym zadawaniem parametrów. wysoka stabilność, powtarzalność parametrów oraz podatność na zdalne sterowanie osiągnięta została dzięki mikroprocesorowemu układowi wewnętrznego sterowania. osiągnięto zakres regulowanego prądu spawania: 30÷200 a w cyklu p 60%. odmiany spawania tig: ac, dc oraz dc z pulsacją prądu. napięcie zasilające: 400 v, 3 fazy, 50/60 hz. nadrzędny układ sterowania pozwala na kontrolę dwóch napędów – obrotu głowicy i podawania dodatkowego spoiwa w postaci tzw. zimnego drutu. układ, a) b) 37przegląd spawalnictwa 3/2014 oparty na sterowniku plc simatic firmy siemens, umożliwia precyzyjne zaprogramowanie całego cyklu roboczego, w tym zsynchronizowanie poszczególnych faz ruchu obwodowego elektrody z funkcjami i parametrami procesu – podział obwodu na sektory o zmiennych, programowanych parametrach. dostępne są następujące funkcje: – sterowanie automatyczne – programowe, – start/stop ruchu roboczego i ustawczego z bezstopniową regulacją prędkości w całym zakresie, – pełna synchronizacja ruchu głowicy, podawania spoiwa i pracy spawalniczego źródła energii, ry 9 wdrożona głowica orbitalna tig w uchwycie transportowym mobilnego stanowiska ig 9 the commercial version of the compact orbital tig welding head prepared for delivery ry 10 schemat wdrożonej zamkniętej głowicy orbitalnej: 1 – wymienne wkładki centrująco-mocujące głowicy, 2 i 13 – osłona boczna, 3 – segmenty układu chłodzenia wodnego, 4 – kulki łożyska i przepustu prądowego, 5 – pierścień mocowania elektrody nietopliwej, 6 i 12 – kosze łożysk, 7 i 10 – obejma głowicy, 8 – przekładnia główna silnika, 9 – osłona silnika napędowego, 11 – wieniec zębaty, 14 – wymienna, rozcięta tulejka centrująco-mocująca głowicy ig 10 layout of compact tig welding head: 1 – exchangeable insert of fixing-centering clamp, 2 and 13 – side shields, 3 – elements of water cooling system, 4 – ball-bearing, 5 – ring of non-consumable electrode holder, 6 and 12 – ball bearing baskets, 7 and 10 – head shields, 8 – main motor gear, 9 – driving motor shield, 11 – gear wheel, 14 – exchangeable fixing-centering sleeve of the head – zaprogramowany, wcześniejszy nadmuch gazu osłonowego, a następnie jego pozostawienie przez określony czas po zakończeniu spawania, – synchronizacja zmian przebiegu prądu spawania (także z pulsacją) i podawania dodatkowego spoiwa z fazami ruchu obwodowego elektrody tig wokół złącza – podział złącza na sektory, – programowane nałożenie końca spoiny na jej początek (tzw. przekrycie, rys. 11), – programowe tzw. wypełnienie krateru zsynchronizowane z ruchem elektrody (rys.11), – możliwość przechowywania programów w pamięci wewnętrznej, – monitorowanie (pomiar i rejestracja) parametrów spawania, – obsługa za pośrednictwem pulpitu kontrolno–sterującego z ekranem graficznym, umożliwiającym na wizualizację parametrów spawania. z rozeznania realizatorów projektu wynika, że dotychczas nie była produkowana głowica zamknięta z zewnętrznym podawaniem dodatkowego spoiwa w postaci drutu. istotną trudnością konstrukcyjną głowicy orbitalnej było zapewnienie niezakłóconego podawania spoiwa podczas pełnego obrotu elektrody tig wokół złącza, przy jednocześnie jak najmniejszych rozmiarach (objętości) samej głowicy, m.in. z uwagi na zapewnienie jak najlepszego dostępu do miejsca spawania oraz zredukowanie ilości gazu osłonowego pompowanego do komory roboczej. na rysunku 12 pokazano szczegóły mocowania elektrody i wprowadzania spoiwa w obszar łuku (wewnątrz głowicy). ry 11 przykład działania funkcji przekrycia (nałożenia końca spoiny obwodowej na jej początek) oraz tzw. wypełniania krateru ig 11 an example of orbital weld crater feeling option ry 12 mocowanie elektrody i wprowadzanie spoiwa w obszar łuku ig 12 a view of the electrode holder and the filler wire feeding nozzle 38 przegląd spawalnictwa 3/2014 nio ki przedstawione urządzenia powstały na podstawie oryginalnych projektów przy wykorzystaniu nowoczesnych, wspomaganych komputerowo metod projektowania i modelowania oraz najnowszych układów energoelektronicznych, napędowych i sterowania. uwzględniają potrzeby i możliwości potencjalnych, przede wszystkim krajowych użytkowników, zarówno pod względem ceny, jak i oferowanych możliwości. stanowią kolejny przykład pomyślnego transferu innowacyjnych projektów i rozwiązań konstrukcyjnych nowych urządzeń technologicznych z jednostek naukowo–badawczych do przemysłu. na szczególną uwagę zasługuje wiele wprowadzonych, innowacyjnych rozwiązań, w tym poszerzony zakres średnic spawanych rur w stosunku do tradycyjnych rozwiązań głowic zamkniętych, niespotykany w tego typu głowicach system podawania dodatkowego spoiwa czy łożyskowania z równoczesnym przekazywaniem prądu spawania. literat ra [1] cegielski p.: mechanizacja i automatyzacja procesów spawalniczych. część 5. w: kalendarz spawalniczy. polska izba spawalnicza, warszawa 2013 (s. 22-46). [2] cegielski p.: robotyzacja. w: technika spawalnicza w praktyce. poradnik inżyniera konstruktora i technologa. red. k. ferenc. warszawa, verlag 2013. [3] cegielski p., kolasa a., golański d., sarnowski t., oneksiak a.: innowacyjne rozwiązania konstrukcyjne w przemysłowych urządzeniach do automatyzacji procesów spawalniczych. przegląd spawalnictwa 1/2013, s. 30-35. [4] materiały firmowe esab, fronius, polysoude, orbimatic i magnatech. [5] projekt celowy fsnt-not nr row-iii-204-2011 pn. „uruchomienie produkcji zautomatyzowanego systemu do orbitalnego doczołowego spawania rur metodą tig”, 2012/2013. przegląd spawalnictwa elding tec nology re iew r r przegląd spawalnictwa uruchomił możliwość wolnego dostępu do pełnych treści artykułów w ramach open access library. artykuły w języku angielskim w formacie pdf zamieszczane są na tronie internetowej redakcji: www p paw p pl. autorów zainteresowanych publikacją w open access library prosimy o przesyłanie artykułów w języku polskim i angielskim. w miesięczniku nastąpi publikacja w języku polskim, a tekst w języku angielskim zostanie zamieszczony na stronie internetowej. w dniach 6-7 maja 2014 r. odbędzie się v sympozjum naukowe zakładu inżynierii spajania politechniki warszawskiej współorganizowane przez studenckie koło naukowe „joint” więcej informacji na stronie: www.zis.pw.edu.pl/aktualności ps 8 2018 www bez reklam 13przegląd  spawalnictwa vol. 90 8/2018 wpływ kształtu narzędzia w metodzie zgrzewania fsw  stopu al na jakość zgrzein the influence of a tool shape in the fsw method of al alloy on weld quality mgr inż. krzysztof mazurkiewicz – smart trading company sp. z o.o., dr inż. mariusz bober – politechnika warszawska. autor korespondencyjny/corresponding author: krzysztofm@smarttrading.pl streszczenie w pracy przedstawiono wyniki badań zgrzewania metodą fsw (ang. friction.stir.welding) stopu aluminium typu 6082. analizowano wpływ kształtu narzędzia na jakość zgrzein. zaprojektowano i wykonano modułowe narzędzia o różnej geometrii zarówno powierzchni tarcia oprawki, jak i narzędzia roboczego. testy zgrzewania wykonano dla złączy nakładkowych i doczołowych na podkładce przy zmiennych parametrach procesu. wykazano, iż zarówno geometria powierzchni tarcia, jak i kształt narzędzia roboczego istotnie wpływają na wygląd lica oraz jakość połączenia zgrzewanego. słowa  kluczowe: zgrzewanie tarciowe z przemieszaniem (fsw); stop al; zgrzeina tarciowa abstract the paper presents the results of friction stir welding al 6082 alloy. the research focused on the influence of the tool shape on the quality of welds. modular tools with different geometry for the shoulder surface and the probe were designed and made. welding tests were performed for overlap and strapped butt joints and variable process parameters. studies concluded that both the geometry of the shoulder and the probe significantly affect the appearance of the face and the quality of the welded connection. keywords: friction stir welding; al alloy; friction weld wstęp zgrzewanie tarciowe z przemieszaniem fsw (ang. friction.stir.welding), zostało opracowane w 1991 roku w wielkiej brytanii. od tego momentu metoda ta jest nieustannie badana oraz rozwijana. początkowo służyła do łączenia stopów aluminium. dzisiaj umożliwia m.in. zgrzewanie stali, tytanu, miedzi oraz wykonywanie połączeń różnoimiennych, jak aluminium-miedź czy aluminium-stal. głównymi zaletami fsw jest możliwość łączenia metali trudnospawalnych oraz uzyskiwanie wysokiej i powtarzalnej jakości połączeń. proces spajania odbywa się w temperaturze niższej od temperatury topienia materiału rodzimego. pozwala to uniknąć takich wad jak pęknięcia gorące, porowatość gazowa czy odkształcenia spowodowane krzepnięciem metalu. umożliwia to też wykonywanie połączeń w każdej pozycji, ze względu na brak jeziorka ciekłego metalu. w porównaniu do spawania wyższa wytrzymałość strefy wpływu ciepła tego typu połączeń korzystnie wpływa na nośność konstrukcji. co więcej, jest to technologia czysta ekologicznie, gdyż w jej trakcie nie powstają dymy czy gazy. w porównaniu do spawania metoda ta nie wymaga odpowiedniego przygotowania powierzchni, krzysztof mazurkiewicz, mariusz bober przeglad welding technology review stosowania gazów osłonowych czy materiałów dodatkowych. powyższe zalety w połączeniu z większym bezpieczeństwem, energooszczędnością procesu sprawiają, że technologia fsw jest coraz szerzej stosowana. obecnie za jej pomocą wykonuje się obręcze kół, karoserie pojazdów samochodowych, układy zawieszenia, cysterny oraz statki [1]. bardzo duże perspektywy zastosowania tej technologii związane są z przemysłem lotniczym i kosmicznym, gdzie metodą fsw zgrzewane są skrzydła, kadłuby oraz zbiorniki na paliwo. dominującą grupę materiałów zgrzewanych metodą fsw stanowią stopy aluminium [2÷4]. stosunkowo dużo prac badawczych poświęconych jest modelowaniu zjawisk występujących w trakcie tego procesu, tj. rozkład temperatury i naprężeń, przepływ materiału [5,6] oraz strukturze i właściwościom zgrzein [7]. natomiast w niniejszej pracy skoncentrowano się na badaniach wpływu kształtu narzędzia roboczego i parametrów procesu na formowanie się poprawnych zgrzein i o wysokiej estetyce. wówczas, tego typu połączenia nie tylko spełniają wysokie wymagania eksploatacyjne, ale również minimalizują obróbkę wykańczającą. doi:.http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v90i8 .920 14 przegląd  spawalnictwa vol. 90 8/2018 rys. 1. oprawki trzpieni o różnej geometrii powierzchni trącej: a) wklęsła, b) helisoidalna fig. 1. probe holders with different geometry of the shoulder surface: a) concave, b) helix rys. 3. rodzaje złączy zgrzewanych: a) nakładkowe (nak), b) doczołowe z podkładką (dnp) fig. 3. types of welded joints: a) overlap (nak), b) strapped butt (dnp) stosowane materiały i urządzenia opracowanie i wykonanie narzędzi roboczych opracowując narzędzie robocze przyjęto następujące założenia. pierwszym z nich był podział narzędzia na oprawkę z odpowiednim kołnierzem formującym zgrzeinę i wymienny trzpień. modułowość narzędzia umożliwia przetestowanie większej ilości wariantów trzpień-kołnierz. projekt oprawki zakładał także możliwość zamocowania jej we wrzecionie frezarki oraz zaplanowano wykonanie w niej przelotowego otworu pozwalającego na wybicie trzpienia. na podstawie powyższych kryteriów, przeglądu literatury [8,9] oraz własnego doświadczenia zaprojektowano dwa typy oprawek o rożnej geometrii powierzchni trącej, tj. wklęsłą i helisoidalną. średnica kołnierza oprawki wynosiła 20 mm (rys. 1). zaprojektowany sposób mocowania zarówno trzpienia, jak i oprawki to znany z narzędzi do obróbki skrawaniem uchwyt weldon. oprawka wklęsła (rys. 1a), jest jedną z najczęściej spotykanych wśród narzędzi do zgrzewania tarciowego. taki kształt kołnierza bardzo dobrze zapobiega wypływaniu materiału na zewnątrz zgrzeiny. oprawka wypukła (rys. 1b) posiada helisę wysuniętą na wysokość 0,5 mm położoną na płaskim kołnierzu. ma ona za zadanie przemieszczać wypływający materiał do środka zgrzeiny. następnie zaprojektowano sześć wymiennych trzpieni (rys. 2). część robocza każdego z nich wynosiła 6 lub 7 mm. pierwsze cztery zaprojektowane trzpienie posiadały helisę odłożoną na ściętym stożku. kształt ten miał wymuszać ruch materiału w głąb zgrzeiny. projekty oprawek i trzpieni roboczych wykonano w programie solidworks. obróbkę narzędzi przygotowano przy pomocy programu esprit. kod nc został wygenerowany przez postprocesor na podstawie zaprojektowanej ścieżki narzędzia. obróbkę oprawek i trzpieni wykonano na tokarce haas st10 oraz centrum obróbczym haas vf3. jako materiał zastosowano stal hs6-5-2 (sw7m). po obróbce skrawaniem narzędzia poddano zabiegowi utwardzania cieplnego. zgrzewane materiały stop aluminium o oznaczeniu 6082 i składzie chemicznym przedstawionym w tabeli 1 stanowił materiał zgrzewany. do badań przygotowano dwa typy złączy: nakładkowe (nak) oraz doczołowe na podkładce (dnp) (rys. 3). grubość nakładki wynosiła 4 mm a podstawy 6 mm. rys. 2. trzpienie robocze: a) helisoidalny 7 mm, b) helisoidalny 6 mm, c) helisoidalny ścięty, d) trójramienny fig. 2. probe: a) helix 7 mm, b) helix 6 mm, c) helix sheared, d) three-armed a) c)b) d) a) b) a) b) 15przegląd  spawalnictwa vol. 90 8/2018 rys. 4. typowy przekrój poprzeczny zgrzeiny wykonanej z zastosowaniem oprawki: a) helisoidalnej, b) wklęsłej fig. 4. a typical cross-section of a weld made by the probe holders: a) helix, b) concave tablica i. skład chemiczny stopu 6082 wg pn-en 573-3 [7] table i. chemical composition of 6082 alloy according to pn-en 573-3 [7] tablica ii. parametry procesu zgrzewania – wybór oprawki table ii. parameters of the welding process – selection of the probe holders tablica iii. parametry procesu zgrzewania – wybór trzpienia table iii. parameters of the welding process – selection of the probe urządzenie i parametry procesu testy zgrzewania wykonano adaptując stanowisko wyposażone we frezarkę uniwersalną fu 321 firmy arsenal. w celu precyzyjnego i stabilnego mocowania elementów stosowano dodatkowe oprzyrządowanie. próby zgrzewania wykonano dla zmiennych paramentów procesu, tj. prędkość obrotowa, prędkość posuwu wzdłużnego i pionowego. pierwszy etap badań miał na celu wybór oprawki a drugi najlepszego trzpienia. warunki przebiegu pierwszego etapu badań przedstawiono w tablicy ii. z kolei w tablicy iii zamieszczono parametry procesu zgrzewania zmierzające do wyboru najlepszego trzpienia. wyniki badań próby zgrzewania z zastosowaniem oprawek ze helisoidalną powierzchnią tarcia wykazały, iż po obu stronach zgrzeiny formuje się wypchnięty materiał (rys. 4a). ponadto powierzchnia zgrzeiny po przejściu narzędzia nie jest gładka. posiada liczne grudki i zadziory (rys. 5a). tendencja ta występowała dla wszystkich stosowanych wariantów. natomiast sam materiał jest przemieszany i wolny od niezgodności spawalniczych. zgrzeiny wykonane z zastosowaniem oprawek z wklęsłą powierzchnią tarcia charakteryzowały się jednostronnym si fe cu mn mg cr zn ti al 0,7÷1,3 0,45÷0,55 0,08÷0,12 0,4÷1 0,6÷1,2 0,23÷0,27 0,18÷0,22 0,08÷0,12 reszta nr próby oprawka trzpień typ połączenia posuw pionowy   fz [mm/min] posuw poziomy  fx [mm/min] prędkość obrotowa  [obr./min] 1 wklęsła helisoidalny dnp 8 125 800 2 helisoidalna helisoidalny dnp 8 125 800 3 wklęsła helisoidalny dnp 8 160 630 4 helisoidalna helisoidalny dnp 8 160 630 5 wklęsła helisoidalny ścięty dnp 8 160 630 6 wklęsła helisoidalny ścięty dnp 8 80 630 nr próby oprawka trzpień typ połączenia posuw pionowy   fz [mm/min] posuw poziomy   fx [mm/min] prędkość obrotowa  [obr./min] 1 wklęsła helisoidalny 6 mm dzp 8 80 630 2 wklęsła helisoidalny 6 mm ścięty dzp 8 80 630 3 wklęsła trójramienny dzp 8 80 630 4 wklęsła trójramienny zak 8 80 630 5 wklęsła trójramienny zak 8 80 630 6 wklęsła helisoidalny 7 mm ścięty zak 8 80 630 a) b) 16 przegląd  spawalnictwa vol. 90 8/2018 wypchnięciem materiału (rys. 4b). powstająca tzw. falbana była nieznacznej grubości przez to łatwa do usunięcia. na przekroju poprzecznym zgrzeiny nie obserwowano niezgodności spawalniczych. powierzchnia zgrzeiny była bardzo gładka, regularna o wysokich walorach estetycznych (rys. 5b). te argumenty zdecydowały, iż badania kontynuowano z zastosowaniem oprawek z wklęsłą powierzchnią tarcia. na podstawie badań wykonanych zgodnie z parametrami zamieszczonymi w tablicy iii wytypowano trzpień o geometrii warunkującej otrzymywanie zgrzein o wysokiej jakości. wykazano, iż zastosowanie trzpieni helisoidalnych skutkuje niewystarczającym mieszaniem uplastycznionego materiału, rys. 6. przekrój poprzeczny zgrzein wykonanych z zastosowaniem trzpienia: a) helisoidalnego o długości 6 mm, b) helisoidalnego ściętego trójstronnie o długości 6 mm, c) helisoidalnego ściętego trójstronnie o długości 7 mm fig. 6. cross-section of welds made by probe: a) helix with a length of 6 mm, b) helix, cut from three sides, with a length of 6 mm, c) helix, cut from three sides, with a length of 7 mm rys.  7.  widok złączy zgrzewanych wykonanych trzpieniem trójramiennym: a) złącze doczołowe na podkładce, b) złącze nakładkowe, c) obszar wyjścia narzędzia fig. 7. view of welded joints made by the three-arm probe: a) strapped butt joints, b) overlap joints, c) tool exit area rys. 5.  widok powierzchni zgrzeiny wykonanej z zastosowaniem oprawki: a) helisoidalnej, b) wklęsłej fig.  5. view of the face of the weld made by the probe holders a) helix, b) concave co w efekcie prowadzi do powstawania niezgodności (rys. 6a). widoczne są pustki oraz przyklejenia zgrzeiny do materiału rodzimego. zmiana geometrii trzpienia poprzez ścięcie helisy z trzech stron skutkowała zmniejszeniem regularności kształtu trzpienia, co doprowadziło do efektywniejszego mieszania materiału. w efekcie otrzymano zgrzeiny wolne od niezgodności (rys. 6b). bardzo dobrą jakość zgrzein uzyskano stosując także trzpień helisoidalny trójstronnie ścięty o długości 7 mm (rys. 6c). lico jest regularne i stosunkowo płaskie a głębokość zgrzania jest wyraźnie większa niż przy trzpieniu o tej samej geometrii i długości 6 mm. należy spodziewać się również wyższej wytrzymałości takiego połączenia. trzpień trójramienny jest w zasadzie dedykowany do połączeń nakładkowych. natomiast celem badań był wybór narzędzia warunkującego otrzymywanie poprawnych zgrzein w złączach nakładkowych oraz doczołowych na podkładce. na rysunku 7 przedstawiono widok zgrzein wykonanych trzpieniem trójramiennym w złączach doczołowym na podkładce i nakładkowym. lico zgrzein wygląda estetycznie. na powierzchni nie obserwowano wypchniętego materiału ani gratu. wysoka jakość zgrzeiny eliminuję obróbkę skrawaniem, a więc ogranicza koszty. natomiast na przekroju poprzecznym w obu przypadkach obserwowano pustkę na długości całej zgrzeiny. jest ona również widoczna w miejscu wyjścia narzędzia (rys. 7c). jest to spowodowane wypychaniem materiału do góry przez szerszy u dołu trzpień. a) b) a) b) c) a) b) c) 17przegląd  spawalnictwa vol. 90 8/2018 literatura [1] lacki p., derlatka a.: zastosowanie technologii fsw w strukturach aluminiowych, obróbka plastyczna metali, 2013, vol. xxiv, nr 3, s. 205-218. [2] bogucki r., pietras a., węglowska a.: zgrzewanie tarciowe stopu aluminium en aw-6005a metodą fsw, szybkobieżne pojazdy gąsienicowe, nr 1, (25), 2010, s. 85-100. [3] doude h, schneider j., patton b., stafford s., waters t., varner c.: optimizing weld quality of a friction stir welded aluminum alloy, journal of materials processing technology, 2015, vol. 222, pp. 188-196. [4] miara d., matusiak j.: wysokowydajne zgrzewanie fsw stopu aluminium przerabianego plastycznie, przegląd spawalnictwa, 2017, vol. 89, nr 10, s. 27-31. [5] el-sayed m.m., shash a.y., abd-rabou m.: finite element modeling of aluminum alloy aa5083-o friction stir welding process, journal of materials processing tech., volume 252, february 2018, pp. 13-24. wnioski  na postawie przeprowadzonych badań można wysnuć następujące wnioski: – wybór poprawnej geometrii powierzchni tarcia oprawki istotnie wpływa na wygląd lica zgrzeiny. zastosowanie oprawek z płaską powierzchnią tarcią prowadzi do otrzymania złączy zgrzewanych o znacznie wyższej estetyce niż dla oprawek z powierzchnią w kształcie helisy. – trzpienie o helisoidalnej geometrii nie zapewniają właściwego mieszania materiału przez co, zgrzeiny posiadają niezgodności. – bardzo dobrą jakość lica zgrzeiny można otrzymać stosując trzpienie trójramienne. natomiast we wnętrzu zgrzeiny występują niezgodności w postaci pustek i przyklejeń. – zmodyfikowane trzpienie helisoidalne poprzez trójstronne ścięcie pobocznicy oferują stosunkowo dobrą jakość lica oraz prawidłowe zgrzanie elementów zarówno w złączach nakładkowym, jak i doczołowym na podkładce. [6] taysoma b.s., sorensena c.d., hedengrenb j.d.: dynamic modeling of friction stir welding for model predictive control, journal of manufacturing processes 23, 2016, pp. 165-174. [7] kalemba i., dymek s.: mikrostruktura i właściwości połączeń stopów aluminium wykonanych metodą zgrzewania tarciowego z mieszaniem materiału zgrzeiny, przegląd spawalnictwa, 2011, vol. 83, nr 7, s. 45-50. [8] zhang y.n., cao x., larose s., wanjara p.: review fo tools for friciton stir welding and processing, canadian metallurgical quarterly, 2012, vol. 51, no. 3, pp. 250-261. [9] wojsyk k., kudła k.: analiza konstrukcji i opracowanie geometrii narzędzi do zgrzewania złączy ze stopów metali metodą fsw, przegląd spawalnictwa, 2015, vol. 87, nr 10, s. 42-44. 201206_pspaw.pdf 24 przegląd spawalnictwa 6/2012 jerzy haduch dobór technologicznych parametrów napawania metodą mag technological parameters of surfacing  by mag welding dr inż. jerzy haduch – agh akademia górniczo-hutnicza, kraków. streszczenie w artykule przedstawiono wpływ zmiany parametrów technologicznych na geometrię ściegu. mając ułożony ścieg i korzystając z opracowanych wykresów, można podjąć decyzję, jaką strategię zmian parametrów należy przyjąć. w ten sposób można w krótkim czasie ustalić geometrię ściegów o pożądanych wymiarach. abstract in the paper was presented influence of the change of technological parameters on the geometry of the joint. having an arranged stitch using graphs drawn up it is possible to make a decision with which one should adopt the strategy of changes of parameters. in this way it is possible quickly to establish the geometry of joint about desirable dimensions. wstęp uzyskanie połączeń spawanych wysokiej jakości w zintegrowanych systemach wytwarzania wymaga odpowiedniej korelacji nastaw parametrów technologicznych. dlatego niezbędna jest znajomość wpływu poszczególnych parametrów technologicznych procesu na geometrię układanych ściegów. podejście do rozważanego problemu jest zarówno jakościowe, jak i ilościowe. znajomość ogólnego wpływu parametrów jest dość dobra, natomiast podejście ilościowe wymaga jeszcze badań [3]. informacje na ten temat można uzyskać przez monitorowanie procesu spawania. podejmowanie decyzji o doborze nastaw wymaga wiedzy, jak wrażliwa jest dana wielkość na wprowadzane zmiany. prowadzone badania mają na celu określenie wpływu parametrów technologicznych na geometrię układanych ściegów [1÷3]. przebieg badań do badań zastosowano próbki z blachy s235 o wymiarach 120 x 300 x 8 mm, na których układano ściegi metodą mag. elektrodę stanowił drut o średnicy 1,0 mm sg2 (pn-en iso 14341-a-g3si1) firmy esab. długość wolnego wylotu elektrody wynosiła h = 17 mm. prędkość spawania była ustalona i wynosiła 390 mm/min. do osłony jeziorka ciekłego metalu i jarzącego się łuku, zastosowano gaz osłonowy w postaci mieszanki 80% ar i 20% co2 mx 02gs-x5osar firmy air product. natężenie przepływu gazu osłonowego wynosiło q = 13 dm3/min. łuk elektryczny był zasilany podczas spawania ze spawalniczego źródła prądu magpol 400. badania prowadzono dla wybranych napięć spawania us (v): 18, 19, 20, 22, 23 oraz dla prędkości podawania drutu elektrodowego vel (mm/s): 75, 100, 120. napięcie spawania us uzyskano przy zasilaniu łuku ze spawalniczego źródła prądu magpol 400, ustalając odpowiednie napięcie stanu jałowego u0, zależność tych napięć przedstawiono na rysunku 1. rys. 1. wpływ napięcia stanu jałowego u0 na napięcie spawania us fig. 1. influence of open-circuit voltage u0 on of welding load voltage us 25przegląd spawalnictwa 6/2012 zastosowanie wybranych prędkości podawania drutu elektrodowego wywołało prąd spawania o odpowiednich wartościach przedstawionych na rysunku 2. ułożone na stanowisku badawczym ściegi przedstawiono na rysunku 3. wyniki badań po ułożeniu ściegów przystąpiono do pomiaru szerokości b i wysokości w ściegów. zmierzone wartości oszacowano testem studenta na poziomie ufności 95%. wpływ zmian parametrów technologicznych: prędkości podawania drutu elektrodowego ve oraz napięcia spawania us na szerokość b i wysokość w ściegu zestawiono w tablicy i. w tablicy tej zanotowano także zmierzone minimalne i maksymalne wartości szerokości i wysokości ściegów. dla zastosowanych prędkości podawania drutu elektrodowego zmiany szerokości układanych ściegów przedstawiono na rysunku 4, a wysokości na rysunku 5. w przypadku regulacji parametrów technologicznych za pomocą napięcia spawania uzyskiwaną geometrię ściegu – jego szerokość i wysokość przedstawiono na rysunkach 6 i 7. wrażliwość geometrii ściegu na parametry technologiczne procesu układanie ściegów przy spawaniu lub regeneracyjnym napawaniu wymaga podjęcia decyzji, który z parametrów technologicznych należy zmienić w pierwszej kolejności. czy dokonywać regulacji napięciem rys. 2. wpływ prędkości podawania drutu elektrodowego ve na prąd spawania is fig. 2. influence of the electrode speed ve on of the welding current is rys. 3. próbka z ułożonymi ściegami na stanowisku badawczym fig. 3. the sample with welding sequence on the test stand tablica i. wyniki pomiarów szerokości b i wysokości w układanych ściegów przy zastosowanych parametrach technologicznych table i. results of measurements of the width b and heights w of arranged bead at applied technological parameters ve mm/s bmin mm b mm bmax mm wmin mm w mm wmax mm us v 120 6,31 6,42 6,53 2,58 2,74 2,9 18100 5,92 6,04 6,16 1,88 2,12 2,36 75 5,1 5,1 5,1 1,63 1,66 1,69 120 6,26 6,41 6,56 2,29 2,36 2,43 19100 5,99 6,06 6,13 2,24 2,32 2,4 75 5,23 5,3 5,37 1,69 1,74 1,79 120 6,85 7,02 7,19 2,573 2,56 2,69 20100 6,44 6,56 6,68 2,26 2,30 2,34 75 5,38 5,44 5,5 1,63 1,66 1,69 120 6,97 7,1 7,24 2,26 2,34 2,42 22100 6,73 6,76 6,81 2,06 2,12 2,18 75 5,65 5,62 5,97 1,63 1,66 1,69 120 7,02 7,16 7,3 2,15 2,28 2,41 23100 7,01 7,06 7,11 1,99 2,06 2,13 75 6,13 6,48 6,83 1,36 1,36 1,39 rys. 4. wpływ prędkości podawania drutu elektrodowego na szerokość układanego ściegu przy stałych napięciach spawania fig. 4. influence of the electrode speed to the weld width arranged of the welding load direct voltages rys. 5. wpływ prędkości podawania drutu elektrodowego na wysokość układanego ściegu przy stałych napięciach spawania fig. 5. influence of the electrode speed to the weld height arranged of the welding load direct voltages 26 przegląd spawalnictwa 6/2012 spawania, czy też prędkością podawania drutu elektrodowego. w związku z tym przeprowadzono analizę wrażliwości geometrii ściegu na zmianę jednego parametru technologicznego w zależności od przyjętego poziomu bazowego, czyli punktu startowego procesu spawania. wrażliwość oznacza wielkość przyrostu szerokości δb lub wysokości ściegu δw. na rysunkach 8÷17 przedstawiono wrażliwość δb i δw w zależności od przyjętych punktów bazowych napięcia spawania ubs. przy bazowym napięciu spawania ubs = 18 v przyrosty szerokości przedstawiono na rysunku 8, a wysokości na rysunku 9. w zakresie przyrostu napięcia o δus = 2 v następuje wzrost szerokości ściegu o δb = 0,35 mm dla ve = 75 mm/s. przy prędkościach ve = 100 i 120 mm/s przyrosty szerokości ściegu wynoszą odpowiednio 0,5 i 0,6 mm. zmiana wysokości przy prędkości ve = 75 mm/s nie następuje. przy prędkości ve = 100 mm/s wysokość wzrasta o δw = 0,2 mm, a przy ve = 120 mm/s maleje o δw = 0,2÷0,4 mm. przy zmianie napięcia spawania o δus od bazowego napięcia ubs = 19 v geometria ściegów ulega zmianom przedstawionym na rysunkach 10 i 11. spawanie napięciem wyższym o δus = 1 v od napięcia bazowego przy prędkości podawania elektrody ve = 75 mm/s powoduje wzrost szerokości układanego ściegu o δb = 0,15 mm przy równoczesnym obniżaniu jego wysokości o δw = 0,1 mm. przy prędkościach rys. 6. wpływ napięcia spawania na szerokość układanego ściegu przy stałych prędkościach podawania drutu elektrodowego fig. 6. influence of the welding load voltages to the width arranged at constant of the electrode speed rys. 7. wpływ napięcia spawania na wysokość układanego ściegu przy stałych prędkościach podawania drutu elektrodowego fig. 7. influence of the welding load voltages to the height arranged at constant of the electrode speed rys. 8. wrażliwość szerokości ściegu δb na zmiany napięcia spawania przy napięciu bazowym 18 v fig. 8. sensitivity of the weld width of the δb to changes of the welding load voltage from the base 18 v rys. 10. wrażliwość szerokości ściegu δb na zmiany napięcia spawania przy napięciu bazowym 19 v fig. 10. sensitivity of the weld width of the δb to changes of the welding load voltage from the base 19 v rys. 9. wrażliwość wysokości ściegu δw na zmiany napięcia spawania przy napięciu bazowym 18 v fig. 9. sensitivity of the height width of the δw to changes of the welding load voltage from the base 18 v rys. 11. wrażliwość wysokości ściegu δw na zmiany napięcia spawania przy napięciu bazowym 19 v fig. 11. sensitivity of the weld height of the δw to changes of the welding load voltage from the base 19 v 27przegląd spawalnictwa 6/2012 rys. 12. wrażliwość szerokości ściegu δb na zmiany napięcia spawania przy napięciu bazowym 20 v fig. 12. sensitivity of the weld width of the δb to changes of the welding load voltage from the base 20 v rys. 13. wrażliwość wysokości ściegu δw na zmiany napięcia spawania przy napięciu bazowym 20 v fig. 13. sensitivity of the weld height of the δw to changes of the welding load voltage from the base 20 v rys. 14. wrażliwość szerokości ściegu δb na zmiany napięcia spawania przy napięciu bazowym 22 v fig. 14. sensitivity of the weld width of the δb to changes of the welding load voltage from the base 22 v rys. 15. wrażliwość wysokości ściegu δw na zmiany napięcia spawania przy napięciu bazowym 22 v fig. 15. sensitivity of the weld height of the δw to changes of the welding load voltage from the base 22 v rys. 16. wrażliwość szerokości ściegu δb na zmiany napięcia spawania przy napięciu bazowym 23 v fig. 16. sensitivity of the weld width of the δb to changes of the welding load voltage base at 23 v rys. 17. wrażliwość wysokości ściegu δw na zmiany napięcia spawania przy napięciu bazowym 23 v fig. 17. sensitivity of the weld height of the δw to changes of the welding load voltage base at 23 v ve = 100 i 120 mm/s szerokość przyrasta odpowiednio o δb = 0,5 i 0,6 mm, a wysokość δw praktycznie nie ulega zmianie przy ve = 100 mm/s. natomiast w przypadku stosowania prędkości ve = 120 mm/s następuje wzrost wysokości o δw = 0,2 mm. każda zmiana napięcia spawania od punktu bazowego ubs = 20 v o δus wywołuje zmiany geometrii ściegu przedstawione na rysunkach 12 i 13. zadając w tych warunkach początkowych napięcie wyższe o δus = 2 v, powoduje się przyrost szerokości o ok. δb = 0,1 mm przy wszystkich badanych prędkościach elektrody. natomiast brak wrażliwości wysokości δw = 0 mm występuje tylko przy ve = 75 mm/s. dla prędkości elektrody ve = 100 i 120 mm/s następuje obniżenie wysokości o δw = 0,2 mm w obydwu przypadkach. geometria ściegów ułożonych przy bazowym napięciu spawania ubs = 22 v ulega zmianom pokazanym na rysunkach 14 i 15. przy zadaniu napięcia wyższego o δus = 1 v przyrosty szerokości δb dla kolejnych prędkości podawania drutu elektrodowego ve równych 75, 100 i 120 mm/s wynoszą odpowiednio δb = 0,85, 0,3 i 0,0 mm. natomiast obniżenie wysokości ściegu o δw = 0,3 mm przy ve = 75 mm/s i δw = 0,1 mm przy prędkościach elektrody ve = 100 i 120 mm. w przypadku spawania napięciem bazowym ubs = 23 v każde obniżenie napięcia powoduje obniżenie szerokości ściegów i jednocześnie wzrost ich wysokości. charakter tych zmian odzwierciedlają rysunki 16 i 17. obniżenie bazowego napięcia spawania 28 przegląd spawalnictwa 6/2012 o δus = 1 v powoduje przy prędkości podawania elektrody ve = 75 mm/s zmniejszenie szerokości o δb = 0,85 mm przy jednoczesnym wzroście wysokości o δw = 0,3 mm. przy prędkości podawania elektrody ve = 100 mm/s następuje zmniejszenie szerokości ściegu o δb = 0,3 mm z równoczesnym niewielkim wzrostem jego wysokości o ok. δw = 0,05 mm. stosując regulację geometrii ściegu za pomocą napięcia spawania, łatwo można na podstawie rysunków 8÷17 określić zachowanie się ściegów. rys. 18. wrażliwość szerokości ściegu δb wywołana przyrostem prędkości podawania drutu elektrodowego od bazowej prędkości vbe = 75 mm/s fig. 18. sensitivity of the weld width of the δb stitch developed with increase in the speed of passing electrode wire from the base speed vbe = 75 mm/s rys. 19. wrażliwość wysokości ściegu δw wywołana przyrostem prędkości podawania drutu elektrodowego od bazowej prędkości vbe = 75 mm/s fig. 19. sensitivity of the weld height of the δw to stitch developed with increase in the speed of passing electrode wire from the base speed vbe = 75 mm/s tablica ii. współczynniki równania (1) przy regulacji napięciowej table ii. rates of the equation (1) at the voltage control ubs ve y x = δus a4 a3 a2 a1 a0v mm/s mm v 18 75 δb 0 ÷ 5 0,01300 0,08767 0,14200 0,13267 0,0 δw -0,01167 0,10833 0,32333 0,30667 0,0 100 δb 0,0 -0,00059 0,00328 0,20521 0,04336 δw -0,00267 0,04033 0,21233 0,37467 0,0 120 δb 0,0 -0,01230 0,05712 0,17350 0,05269 δw 0,0 -0,01529 0,12235 0,31882 0,03882 19 75 δb -1÷ 4 0,01300 0,03567 0,04300 0,20567 0,0 δw -0,01167 0,06167 0,06833 0,06167 0,0 100 δb 0,02867 0,17933 0,21133 0,43933 0,0 δw 0,01304 0,08782 0,08167 0,01345 120 δb 0,03483 0,22950 0,27517 0,52950 0,0 δw -0,01529 0,07647 0,12000 0,12941 20 75 δb -2 ÷ 3 0,01300 0,01633 0,07200 0,06467 0,0 δw -0,01167 0,01500 0,04667 0,06000 0,0 100 δb 0,02867 0,06467 0,15467 0,43867 0,0 δw -0,00267 0,01900 0,03433 0,07600 0,0 120 δb 0,0 -0,01230 0,01670 0,25434 0,17563 δw 0,0 -0,01529 0,03059 0,01294 0,12941 22 75 δb -4 ÷ 1 0,01300 0,12033 0,33800 0,38867 0,0 δw -0,01167 0,07833 0,14333 0,06667 0,0 100 δb 0,028667 0,164667 0,145333 0,038667 0,0 δw -0,00267 0,00233 0,01567 0,07067 0,0 120 δb 0,0 -0,01230 0,09053 0,03989 0,08782 δw 0,0 -0,01529 0,06118 0,07412 0,06471 23 75 δb -5 ÷ 0 0,01300 0,17233 0,77700 1,47767 0,0 δw -0,01167 0,12500 0,44833 0,63500 0,0 100 δb 0,02867 0,27933 0,81133 0,86067 0,0 δw -0,00267 0,01300 0,00733 0,05700 0,0 120 δb 0,0 0,0 -0,03180 0,00593 0,00179 δw 0,0 -0,01529 0,10706 0,24235 0,02588 aby nie zaciemniać krzywych, na rysunkach nie wrysowano linii trendu. na rysunkach 8÷17 każdą przedstawioną zależność można aproksymować linią trendu o postaci analitycznej y = a4x 4 + a3x 3 + a2x 2 + a1x + a0 (1) dla przeprowadzonej aproksymacji każdej krzywej linią trendu, wartość zmiennej x przy regulacji napięciem spawania odpowiada przyrostowi napięcia 29przegląd spawalnictwa 6/2012 rys. 20. wrażliwość szerokości ściegu δb wywołana przyrostem prędkości podawania drutu elektrodowego od bazowej prędkości vbe = 100 mm/s fig. 20. sensitivity of the weld width of the δb stitch developed with increase in the speed of passing electrode wire from the base speed vbe = 100 mm/sec rys. 21. wrażliwość wysokości ściegu δw wywołana przyrostem prędkości podawania drutu elektrodowego od bazowej prędkości vbe = 100 mm/s fig. 21. sensitivity of the weld height of the δw to stitch developed with increase in the speed of passing electrode wire from the base speed vbe = 100 mm/sec rys. 22. wrażliwość szerokości ściegu δb wywołana przyrostem prędkości podawania drutu elektrodowego od bazowej prędkości vbe = 120 mm/s fig. 22. sensitivity of the weld width of the δb stitch developed with increase in the speed of passing electrode wire from the base speed vbe = 120 mm/sec rys. 23. wrażliwość wysokości ściegu δw wywołana przyrostem prędkości podawania drutu elektrodowego od bazowej prędkości vbe = 120 mm/s fig. 23. sensitivity of the weld height of the δw to stitch developed with increase in the speed of passing electrode wire from the base speed vbe = 120 mm/sec spawania δus . wartości współczynników a dla wyrażenia (1) zestawiono w tablicy ii. wykresy wrażliwości szerokości ściegu i wysokości ściegu przy zadawaniu jako parametru technologicznego przyrostu prędkości podawania drutu elektrodowego przedstawiono na rysunkach 18÷23. zwiększanie prędkości podawania drutu elektrodowego o δve = 45 mm/s od prędkości bazowej vbe = 75 mm/s powoduje przyrost szerokości. z rysunku 18 widać, że przyrost szerokości ściegu δb w zależności od wybranego napięcia spawania wynosi: dla us = 18 v – δb = 1,25 mm, dla us = 19 v – δb = 1,1 mm, dla us = 23 v – δb = 0,7 mm, a dla napięć us = 20 i 22 v przyrost szerokości ściegu jest prawie jednakowy i wynosi najwięcej, aż δb = 1,5 mm. w tym przedziale zmian prędkości następuje również przyrost wysokości ściegu. jednak dla przyrostu prędkości o δve = 25 mm/s wysokość przyrasta o δw = 0,5 mm najwolniej przy napięciach spawania us wynoszącym 18 i 22 v. przy spawaniu napięciami us = 19, 20, 23 v charakter przyrostu wysokości jest podobny i wynosi ok. δw = 0,7 mm. maksymalna wrażliwość na δw = 1,1 mm ściegu występuje przy przyroście prędkości elektrody δve = 45 mm/s dla napięcia us = 18 v. wtedy wrażliwość δw ściegu jest niższa przy napięciach spawania 20 i 23 v i wynosi δw = 0,9 mm. przy napięciach spawania us równych 19 i 22 v wrażliwość jest najniższa i prawie jednakowa dla tych napięć. w tym przypadku wynosi δw = 0,7 mm. wrażliwość geometrii ściegów δb i δw na zmiany prędkości podawania drutu elektrodowego δve przedstawiono na rysunkach 20 i 21. porównując wzrost prędkości podawania drutu elektrodowego o δve = 20 mm/s od bazowej prędkości vbe = 100 mm/s, można zauważyć, że wrażliwość δb jest najniższa i wynosi 0,1 mm przy najwyższym napięciu us wynoszących 23 v. przy pozostałych napięciach spawania us = 18, 19 i 22 v jest prawie jednakowa i równa ok. 0,4 mm. wrażliwość δb = 0,5 mm wykazuje ścieg układany przy napięciu us = 20 v, natomiast wrażliwość δw = 0,6 mm jest najwyższa przy napięciu us = 18 v. przy napięciach spawania us równych 20, 22 i 23 v wrażliwość jest mniejsza i wynosi δw = 0,2 mm przy zwiększaniu prędkości podawania elektrody o δve = 20 mm/s. natomiast zmiany prędkości podawania elektrody w tym zakresie przy napięciu us = 19 v prawie nie powodują zmian wysokości ściegu – δw = 0 mm. krzywe na rysunku 22 pokazuje, że przy spawaniu największą wrażliwość δb = 1,6 mm na obniżanie prędkości podawania elektrody o δve = 45 mm/s od bazowej prędkości vbe = 120 mm/s wykazuje ścieg układany przy napięciu spawania us = 20 v. zmniejszaniu prędkości podawania elektrody odpowiadają wrażliwości δb równe 1,5, 1,3 i 1,1 mm ściegów układanych 30 przegląd spawalnictwa 6/2012 tablica iii. współczynniki równania (2) przy regulacji geometrii ściegu prędkością podawania drutu elektrodowego table iii. rates of the equation (2) at the control of the geometry bead with speed of the electrode wire vbs us y x = δve a2 a1 a0mm/s mm/s mm mm/s 75 18 δb 0÷50 -0,0004 0,048 0,0 δw 0,0003 0,0114 0,0 19 δb -0,0003 0,0375 0,0 δw -0,0005 0,035 0,0 20 δb -0,0005 0,057 0,0 δw -0,0003 0,0326 0,0 22 δb -0,0006 0,0614 0,0 δw -0,0002 0,0226 0,0 23 δb -0,0004 0,0334 0,0 δw -0,0004 0,0374 0,0 100 18 δb -30÷20 -0,0004 0,0273 0,0 δw 0,0003 0,0254 0,0 19 δb -0,0003 0,0232 0,0 δw -0,0005 0,0114 0,0 20 δb -0,0005 0,0328 0,0 δw -0,0003 0,0186 0,0 22 δb -0,0003 0,0232 0,0 δw -0,0002 0,0144 0,0 23 δb -0,0004 0,0132 0,0 δw -0,0004 0,0185 0,0 120 18 δb -50÷0 -0,0004 0,0108 0,0 δw 0,0003 0,0366 0,0 19 δb -0,0003 0,0117 0,0 δw -0,0005 -0,0074 0,0 20 δb -0,0005 0,0134 0,0 δw 0,0003 0,0074 0,0 22 δb -0,0006 0,0042 0,0 δw -0,0002 0,0078 0,0 23 δb -0,0004 -0,0030 0,0 δw -0,0004 0,0034 0,0 rys. 24. obszar badań uwzględniający wpływ napięcia spawania us, prędkości podawania drutu elektrodowego ve oraz szerokości ściegu b fig. 24. area of examinations taking the influence of the welding load voltage us, the electrode speed ve and widths of the b bead rys. 25. obszar badań uwzględniający wpływ napięcia spawania us, prędkości podawania drutu elektrodowego ve oraz wysokości ściegu w fig. 25. area of examinations taking the influence of the welding load voltage us, the electrode speed ve and height of the w bead przy kolejnych napięciach spawania us = 22, 18 i 19 v. najmniej wrażliwe, bo tylko δb = 0,7 mm, są ściegi układane przy napięciu us = 23 v. na rysunku 23 pokazano że najbardziej wrażliwe na zmiany wysokości δw = 1,1 mm są ściegi układane przy us = 18 v. dla napięć 20 i 23 v występuje jednakowa wrażliwość δw = 0,9 mm. najmniejszą wrażliwość δw = 0,6 mm wykazuje ścieg układany przy napięciu us = 19 v. w całym zakresie zmian δve = 45 mm/s, zmniejszając prędkość podawania elektrody przy napięciu spawania us = 22 v, uzyskuje się wrażliwość δw większą niż przy napięciu 19 v. dla maksymalnej zmiany δve wartość δw osiąga 0,6 mm, czyli podobnie jak przy napięciu 19 v. równanie aproksymujące zależności z rysunków 18÷23 liniami trendu ma postać: y = a2x 2 + a1x + a0 (2) wartość zmiennej x przy regulacji napięciowej parametrów spawania odpowiada przyrostowi napięcia spawania δus. w tablicy iii zestawiono wartości δus i wartości współczynników a. celem aproksymacji jest wyliczanie parametrów za pomocą komputera. praktycznie napięcie spawania można obliczyć z zależności us = ubs + δus (3) gdzie: ubs – napięcie bazowe spawania – punkt startowy procesu, v; δus – zmiana napięcia spawania, v; natomiast całkowitą szerokość bs i wysokość ws układanego ściegu odpowiednio jako; bs = b + δb, ws = w + δw. podsumowanie przeprowadzone badania obejmują obszar parametrów przedstawiony na rysunkach 24 i 25. szczegółowy wpływ parametrów technologicznych pokazono na rysunkach 4÷7. wykresy pozwalają 31przegląd spawalnictwa 6/2012 wnioski wykresy wrażliwości wysokości i szerokości ściegów określają współzależność parametrów technologicznych procesu na geometrię układanych ściegów z wykresów na rysunkach 8 do 17 można określić wrażliwość szerokości i wysokości ściegu w przypadku dokonywania zmian w pobliżu początkowego napięcia spawania dla zakresu prędkości podawania drutu elektrodowego z przedziału 75 do 120 mm/s. literatura [1] czuchryj j.: badania złączy spawanych wg norm europejskich, biuro gamma, warszawa 2004. [2] ferenc k., ferenc j.: konstrukcje spawane – połączenia, wnt, warszawa 2003. wykresy z rysunków 18 do 23 przedstawiają wrażliwość szerokości i wysokości ściegu przy korekcie parametrów spawania przez wprowadzanie zmian w otoczeniu prędkości początkowej podawania drutu elektrodowego przy różnych stosowanych napięciach spawania z zakresu 18 do 23 v. [3] pilarczyk j.: poradnik inżyniera – spawalnictwo, wnt, warszawa 2003. rok 2011 zapisał się piękną kartą w bogatej historii przeglądu spawalnictwa. po raz pierwszy zostało wydanych 13 numerów czasopisma w roku kalendarzowym, o łącznej liczbie stron – 820. co warto podkreślić, były to pojedyncze numery, w przeciwieństwie do lat ubiegłych, w których zdarzały się numery podwójne. prawie wszystkie numery, z wyjątkiem numeru 7, były okolicznościowe, dedykowane tematycznie lub wydawane przy okazji organizowanych konferencji krajowych i międzynarodowych. to właśnie organizatorzy trzech konferencji zapewnili druk artykułów w ostatnich pięciu numerach przeglądu spawalnictwa w 2011 r. były to następujące konferencje: – 1. międzynarodowa konferencja naukowo-techniczna pod hasłem „napawanie – postęp i zastosowania” we wrocławiu, w dniach 19-21 października 2011 (nr 9 i 10/2011, 27 artykułów naukowych), – 53. krajowa konferencja naukowo-techniczna pod hasłem „nowe kierunki w procesach spajania i cięcia metali” w poznaniu, w dniach 12-14 października 2011 (nr 11 i 12/2011, 20 artykułów naukowych), – 40. krajowa konferencja badań nieniszczących w warszawie, w dniach 24-26 października 2011 (nr 13/2011, 10 artykułów naukowych). w tym miejscu należą się wyrazy uznania i podziękowania organizatorom wspomnianych konferencji, a także komitetom naukowym, które zadbały o pokaźną liczbę artykułów i ich wysoki poziom merytoryczny. warto odnotować powołanie międzynarodowej rady programowej, której skład został podany w ostatnim 13 numerze przeglądu spawalnictwa. skład rady programowej czasopisma został powiększony z 18 członków, stanowiących wybitnych krajowych spawalników, do 34 członków (w tym 10 członków komitetu ds. współpracy z przemysłem). są w tym gronie sławni profesorowie z ukrainy, niemiec, grecji, chorwacji, słowenii, brazylii i szwajcarii. wszystko to sprawiło, że 2011 r. jawi się jako rekordowy pod różnymi względami. w 2011 r. na łamach czasopisma ukazało się 127 artykułów naukowych (w tym 13 poświęconych historii spawalnictwa), a także 21 artykułów promocyjnych, przygotowanych przez firmy, uczelnie i ośrodki naukowo-badawcze. w porównaniu do roku ubiegłego, kiedy ukazało się tylko 78 artykułów naukowych, czy też do 2009 r., kiedy opublikowano 101 artykułów, jest to znaczący postęp. ale nie tyko liczby są ważne, bardziej znaczący jest poziom naukowy prezentowanych artykułów. wyraźnie należy recenzja rocznika 2011 przeglądu spawalnictwa ocenić wpływ parametrów technologicznych napięcia spawania us, prędkości podawania drutu elektrodowego ve, prądu spawania is, na szerokość ściegu b oraz wysokość w. przedstawiona na rysunkach 8÷17 analiza wrażliwości pozwala na podjęcie decyzji, jak zmieniać parametr technologiczny, jakim jest napięcie spawania, w celu lepszego dopasowania do naszych wymagań uzyskiwanej geometrii ściegu. przy zmianach przeprowadzanych za pomocą prędkości podawania drutu elektrodowego wykresy wrażliwości przedstawione na rysunkach 18÷23 pozwalają na podjęcia decyzji, jak uzyskać pożądaną geometrię ściegu. przedstawione równania (1, 2) linii regresji mogą praktycznie wesprzeć komputerowy dobór parametrów technologicznych w trakcie procesu spawania i ułatwić podjęcie dobrej decyzji, pozwalając jednocześniena skrócenie czasu wykonywania eksperymentów. 201411_pspaw.pdf 55przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 detekcja i monitorowanie   przyrostu pęknięć zmęczeniowych   z wykorzystaniem fal sprężystych   generowanych przez przetworniki pzt fatigue cracks detection and their growth monitoring by means of elastic guided waves generated by a network of pzt transducers krzysztof dragan michał dziendzikowski andrzej leski dr inż. krzysztof dragan, dr inż. michał dziendzikowski, dr hab. inż. andrzej leski – instytut techniczny wojsk lotniczych. autor korespondencyjny/corresponding author: krzysztof.dragan@itwl.pl streszczenie w pracy zaprezentowano wybrane wyniki monitorowania struktury samolotu pzl–130 orlik tc ii w trakcie pełnoskalowej próby zmęczeniowej. w strukturze samolotu rozmieszczono sieć czujników piezoelektrycznych pzt, podłączoną do dedykowanego systemu komputerowego, umożliwiającego zdalne monitorowanie konstrukcji. w pracy przedstawiono opis wielokanałowego urządzenia rejestrującego sygnały uzyskane z przetworników piezoelektrycznych oraz wyniki uzyskane w wybranych punktach pomiarowych na różnych etapach rozwoju pęknięć zmęczeniowych. proponowane sposób monitorowania konstrukcji oparty jest na tzw. wskaźnikach uszkodzeń zachowujących znikomą informację o przebiegu czasowym rejestrowanych sygnałów, związanych z ich energią. w pracy przedstawiono opis wykorzystywanych charakterystyk sygnałowych oraz sposobów wnioskowania o obecności i rozwoju pęknięć zmęczeniowych. opracowane techniki zostały zweryfikowane na podstawie danych uzyskanych w trakcie pełnoskalowej próby zmęczeniowej. uzyskane wyniki potwierdzają zalety korzystania z systemu monitorowania uszkodzeń w oparciu o przetworniki pzt, zwłaszcza w lokalizacjach trudno dostępnych dla standardowych technik badań nieniszczących. słowa kluczowe: monitorowanie struktury, detekcja pęknięć zmęczeniowych, sieci przetworników pzt, wskaźniki uszkodzeń abstract this paper presents an approach to the health monitoring of the pzl–130 tc ii orlik aircraft structure during the full scale fatigue test (fsft). a network of pzt piezoelectric transducers was assembled on the aircraft structure and a dedicated hardware enabling remote control and pro-grammed measurement performance was elaborated. a multichannel acquisition system of large dataset of measurements from the ‘hot-spot’ locations of the sensors on different stages of the fatigue tests is described in the paper. in the adopted approach a set of damage indices (di’s), carrying marginal signal information content and correlated with the total energy received by a given sensor are proposed. the paper provides the description of elaborated techniques for the signal processing and inference about the damage presence. damage detection capabilities are exemplified by data collected from selected network nodes where damages were found during the project run and the results of their monitoring will be highlighted. the necessity of the use of nde assisted technology for early damage detection has been proven within the project, especially for the ‘hard to access’ locations in the aircraft structure. keywords: structural health monitoring, fatigue cracks detection, pzt transducers networks, damage index 56 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 wstęp monitorowanie konstrukcji lotniczych ze względu na możliwość wystąpienia uszkodzeń jest istotnym czynnikiem systemu eksploatacji statków powietrznych (sp) [1]. szacuje się, że w latach 1990-2007 doszło w usa do ponad 1 500 poważnych incydentów lotniczych, z których ok. 25% spowodowało katastrofy w ruchu lotniczym będące przyczyną śmierci przeszło tysiąca osób [2]. wiele z nich spowodowanych było osiągnięciem przez uszkodzenia zmęczeniowe rozmiarów krytycznych. obecnie stosowane techniki diagnostyczne obejmują w większości przeglądy wizualne lub przeglądy z wykorzystaniem metod badań nieniszczących ndt (non destructive testing – ndt) [3,4]. stosowane metody przeglądów są czasochłonne i kosztowne, a wyniki badań są zależne od tzw. czynnika ludzkiego (doświadczenia personelu wykonującego badania oraz czynników takich jak zmęczenie osoby wykonującej badanie, temperatura otoczenia, oświetlenie, hałas itp.) [5]. czasochłonność i koszty są związane z odpowiednią ilością roboczogodzin personelu technicznego, jak również bardzo często koniecznością demontażu niektórych elementów sp. jednakże takie badania muszą być wykonywane w określonych interwałach, co powoduje wyłączanie sp z eksploatacji na czas przeglądu. proponowaną alternatywą jest zastosowanie monitorowania takich struktur z wykorzystaniem odpowiednich metod umożliwiających rejestrację sygnału bez konieczności demontażu elementu lub wyłączania go na dłuższy czas z eksploatacji. metody takie polegają na zabudowaniu w określonych i krytycznych elementach konstrukcji odpowiednich czujników, dokonujących pomiaru za pomocą metod odpowiednich klasyfikacji i wykrycia poszczególnych rodzajów uszkodzeń i należą do grupy technik określanych jako monitorowanie struktury (tzw. structural health monitoring – shm) [6,7]. stosowanie nowoczesnych technik diagnostycznych opartych na zautomatyzowanych badaniach nieniszczących znacząco zmniejsza ilość składowych wpływających na zależność wyników badań od czynników zewnętrznych, jak również skraca czas badania [8]. kolejną istotną zaletą jest możliwość rejestracji i archiwizacji wyników w celu późniejszego porównywania, co stanowi wstęp rys. 1. krzywe dyspersyjne dla stopu aluminium fig. 1. lamb waves dispersion curves for an aluminium alloy rys. 2. sygnał zarejestrowany przez przetworniki pzt dla nieuszkodzonej struktury fig. 2. an example of signal acquired for an undamaged structure do ciągłego monitorowania. w artykule przedstawione zostanie podejście do monitorowania konstrukcji lotniczych z wykorzystaniem czujników piezoelektrycznych (pzt) generujących fale sprężyste i systemu akwizycji opracowywanego w ramach projektu symost [9,10]. monitorowanie stanu konstrukcji lotniczych z wykorzystaniem sieci przetworników pzt jedną z idei budowy systemów bieżącego monitorowania konstrukcji jest wykorzystanie mechanicznych właściwości materiałów użytych przy produkcji danego elementu statku powietrznego. opiera się ona na rejestracji przebiegu fal mechanicznych wzbudzonych w danym ośrodku przez sieć przetworników piezoelektrycznych (pzt) [11], generujących w danej konstrukcji fale sprężyste. propagacja fal sprężystych w elementach cienkościennych o małej krzywiźnie, charakterystycznych dla konstrukcji lotniczych, jest zjawiskiem stosunkowo złożonym. dla danej częstotliwości sygnału wymuszającego współistnieć mogą różne mody falowe o różnych prędkościach propagacji, które zależą m.in. od grubości danego elementu, częstotliwości wymuszenia oraz modułów sprężystości danego materiału [12]. na rysunku 1 przedstawiono prędkości fazowe propagacji różnych postaci fal sprężystych w płytach, tzw. krzywe dyspersyjne. mody te mogą ulegać rozproszeniu i konwersji na naturalnych elementach konstrukcji, np. szwach nitowych, krawędziach, utrudniając wizualną ocenę sygnałów stosowaną w przypadku klasycznych metod badań nieniszczących (rys. 2). do wnioskowania o stanie monitorowanej struktury wykorzystuje się zwykle pewne charakterystyki sygnału, tzw. wskaźniki uszkodzeń (damage indices), przez porównanie do sygnału odniesienia, tzw. baseline, zarejestrowanego dla wyjściowego stanu struktury. oznaczając przez ƒgs sygnał wygenerowany przez generator g i zarejestrowany przez sensor s dla danego stanu struktury, ƒgs,b jego obwiednię, przez ƒgs,b, ƒgs,b odpowiadający sygnał odniesienia (baseline) wraz z obwiednią, oraz przez cofrcorccorcorc próbkową korelację obwiedni, przykładowe wskaźniki uszkodzeń dane są następująco: 57przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 powyższe wskaźniki uszkodzeń są wrażliwe na zmiany energii rejestrowanego sygnału związane z rozproszeniem fali elastycznej na pęknięciu. wskaźniki te wykorzystują jedynie informację o amplitudzie sygnału, pomijając jego fazę. ma to na celu zmniejszenie ich podatności na niekontrolowane parametry pomiaru, np. zmienne warunki środowiskowe. wprowadzone charakterystyki sygnału zależą od lokalizacji uszkodzenia względem danej ścieżki pomiarowej g→s, wyznaczonej przez generator g i sensor s, zatem ich bezpośrednie wykorzystanie w modelach szacowania rozmiaru uszkodzeń jest utrudnione. w celu zmniejszenia zależności wskazań systemu od lokalizacji uszkodzenia proponowane jest wykorzystanie tzw. uśrednionych wskaźników uszkodzeń [13], (2) gdzie n jest liczbą sensorów w danej komórce sieci, zaś dij(g,s) oznacza wybrany wskaźnik uszkodzeń (wzór 1). uśrednione wskaźniki uszkodzeń są niezmienne ze względu na permutacje czujników i mogą być wykorzystane w statystycznych modelach klasyfikacyjnych i regresji. działanie zaproponowanych wskaźników uszkodzeń (wzory 1 i 2) jest zilustrowane na przykładzie monitorowania pęknięcia zmęczeniowego propagującego wzdłuż szwu nitowego panelu lotniczego (rys. 3a). sieć monitorująca (węzeł sieci) w tym przypadku złożona była z czterech przetworników pzt. na czerwono zaznaczono ścieżki pomiarowe mogące oddziaływać z propagującym pęknięciem. dla ścieżek łączących przetworniki s.1 – s.3 , s.1 – s.4 spodziewany jest spadek energii sygnału związany z transmisją fali wskroś pęknięcia, zaś dla ścieżek 2 – 3, 2 – 4, 3 – 4 możliwe jest odnotowanie energii fal odbitych od (1) rys. 3. monitorowanie przyrostu pęknięcia zmęczeniowego: a) geometria węzła pomiarowego, b) uśrednione wskaźniki uszkodzeń fig. 3. fatigue crack growth monitoring: a) the network geometry, b) averaged damage indices a) b) pęknięcia. wpływ oddziaływania fali sprężystej propagującej wzdłuż ścieżki 1 – 2 (kolor zielony) z uszkodzeniem jest natomiast pomijalny. na rysunku 3b przedstawiono uśrednione wskaźniki uszkodzeń (wzory 1 i 2). dominujący wpływ na zmiany wartości wskaźników związany był z oddziaływaniem fal sprężystych propagujących wzdłuż ścieżek pomiarowych biegnących wskroś pęknięcia: 1 – 4 (grupa obserwacji żółtych) oraz 1 – 3 (obserwacje czerwone). niewielka, ale zauważalna separacja danych (grupa obserwacji pomarańczowych) spowodowana była przez rejestrację energii fal odbitych od pęknięcia. wykorzystanie przetworników pzt podczas pełnoskalowej próby zmęczeniowej proponowane podejście do systemów monitorowania zastosowano w pełnoskalowej próbie zmęczeniowej samolotu pzl-130 tcii orlik, używanego w celach szkoleniowych przez siły zbrojne rp w ramach projektu symost. w wytypowanych punktach konstrukcji samolotu (rys. 4) zainstalowano węzły pomiarowe liczące od 4 do 8 przetworników pzt. rys. 4. schemat lokalizacji wybranych węzłów systemu monitorowania fig. 4. localization of the selected ‘hot-spots’ in the aircraft structure 58 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 poniżej przedstawio rezultaty działania systemu (rys. 7) dla dwóch wybranych węzłów monitorowania (rys. 6). jedna ze struktur z zainstalowanymi przetwornikami pzt zawiera liczne szwy nitowe oraz inne źródła rozpraszania fali (rys. 6b), zaś geometria drugiej jest stosunkowo prosta (rys. 6a). węzeł przedstawiony na rysunku 6(a) pozostał nieuszkodzony w czasie próby zmęczeniowej. w strukturze przedstawionej na rysunku 6(b) doszło do wystąpienia i rozwoju pęknięcia zmęczeniowego. okres monitorowania w przypadku węzła nieuszkodzonego wyniósł ok. pół roku, zaś w przypadku struktury uszkodzonej ok. miesiąca. rys. 6. wybrane węzły systemu monitorowania: a) brak uszkodzeń, b) rozwój pęknięcia zmęczeniowego fig. 6. selected aircraft ‘hot-spots’: a) no damage during monitoring, b) fatigue crack development rys. 7. uśrednione wskaźniki uszkodzeń: a) węzeł bez uszkodzenia, b) rozwój pęknięcia zmęczeniowego fig. 7. averaged damage indices: a) not damaged ‘hot-spot’, b) fatigue crack development rys. 5. schemat blokowy systemu monitorowania fig. 5. a block scheme of the monitoring system uśrednione wskaźniki uszkodzeń dla obu węzłów przedstawiono na rysunku 7. widoczna jest separacja danych odpowiadająca poszczególnym stopniom rozwoju pęknięcia zmęczeniowego (rys. 7b). w przypadku braku występowania pęknięcia grupy obserwacji odpowiadające poszczególnym okresom monitorowania pokrywają się. w obydwu przypadkach system umożliwia automatyczną klasyfikację i wnioskowanie o powstaniu i rozwoju uszkodzenia. komunikaty są przesyłane do urządzeń mobilnych lub komputerów stacjonarnych w itwl w postaci informacji o uszkodzeniu. taki komunikat generuje potrzebę szybkiego sprawdzenia lokalizacji i zatrzymania realizacji próby zmęczeniowej. odczyt danych oraz sterowanie systemami monitorowania odbywa się zdalnie za pośrednictwem internetu, umożliwiając natychmiastową weryfikację ich wskazań standardowymi metodami badań nieniszczących. system zawiera rejestrator sygnałowy oraz procesor przetwarzania sygnałów i wnioskowania o stanie struktury. ideowy schemat systemu przedstawiono na rysunku 5. integralną część procesora sygnałowego stanowią opracowane w ramach projektu symost algorytmy: – metod analizy sygnału odpornych na niekontrolowane czynniki wpływające na przebieg czasowy rejestrowanych sygnałów; – metod autodiagnostyki przetworników sieci pomiarowej; – statystycznych metod wnioskowania o stanie struktury. a) b) 59przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 wnioski w artykule przedstawiono jedynie część problematyki dotyczącej budowy systemów monitorowania stanu technicznego konstrukcji lotniczych w oparciu o czujniki piezoelektryczne pzt, opracowywanych w ramach projektu symost. rozwinięte zostało oprogramowanie do analizy sygnałów, filtracji i przetwarzania w dziedzinie czasu i częstotliwości, umożliwiające bieżące monitorowanie stanu konstrukcji on-line. na podstawie przetworzonych danych opracowana została kolejna warstwa oprogramowania umożliwiająca klasyfikowanie uszkodzeń i podejmowanie decyzji z wykorzystaniem metod statystycznych, w tym bayesowskich modeli decyzyjnych i sieci neuronowych. uzyskane z realizacji projektu dane oraz oprogramowanie umożliwiły budowę systemu z wbudowanym oprogramowaniem sterującym i decyzyjnym w oparciu o procesory sygnałowe, np. jednostki dsp. obecnie trwa próba zmęczeniowa, a system pomiarowy rejestruje dane z zainstalowanych węzłów pomiarowych w zaprogramowanym trybie rejestracji. modułowa budowa systemu pozwala na dołączanie kolejnych węzłów pomiarowych. wyniki projektu zostaną wykorzystane do dalszego rozwoju systemu, w tym dalszych prób budowy systemów periodycznego monitorowania zabudowanych na statku powietrznym. sprawnie działające systemy monitorowania uszkodzeń umożliwią rozwój nowych koncepcji eksploatacji statków powietrznych, wpływając pozytywnie na bezpieczeństwo lotów przy jednoczesnym obniżeniu kosztów utrzymania systemu. literatura [1] j. lewitowicz, podstawy eksploatacji statków powietrznych t-1, wydawnictwo itwl warszawa 2001. [2] serwis internetowy, national institute for occupational safety and health, http://www.cdc.gov/niosh/. [3] aging of u.s. air force aircraft, final report, publication nmab-488-2, national academy press, usa, washington d.c. 1997. [4] nde of cracks in aircraft, ntiac – sr-98-04, usa, texas 1998. [5] k. dragan, s. klimaszewski, in-service ndi of aging helicopters main rotor blades used in polish armed forces, 9th joint faa/dod/nasa aging aircraft conference, atlanta, 06÷09 marca, 2006. [6] w. rücker, samco final report 2006, guideline for structural health monitoring, federal institute of materials research and testing (bam), berlin 2006. [7] s.w. doebling, ch.r. farrar daniel, damage identification and health monitoring of structural and mechanical systems from changes in their vibration characteristics: a literature review, los alamos national laboratory, los alamos 1996. [8] k. dragan, s. klimaszewski, in-service flaw detection and quantification on the mig-29 composite vertical tail skin, 9th european conference on non-destructive testing, berlin, 25-29 września 2006. [9] k. dragan, m. dziendzikowski, t. uhl, the development of the non-parametric classification models for the damage monitoring on the example of the orlik aircraft structure, key. eng. mat. vol. 518, 2012. [10] k. dragan, m. dziendzikowski, s. klimaszewski, s. kłysz, a. kurnyta, energy correlated damage indices in fatigue crack extent quantification, key. eng. mat. vol. 570, 2013. [11] z. su and l. ye, ‘identification of damage using lamb waves’, springer-verlag, niemcy, 2009. [12] k. graff, ‘wave motion in elastic solids’, oxford university press, oxford, 1975. [13] www.symost.pl przeglad welding technology re iew 33przegląd spawalnictwa vol. 87  6/2015 system nadzorowania jakości procesów spawalniczych zgodny z wymaganiami iso 3834 w oparciu o standardy iso 9001 – część 2 welding process quality supervising system compliant with iso 3834 standard based on iso 9001 standards – part 2 dr hab. inż. tadeusz sałaciński, prof. pw – politechnika warszawska; mgr inż. wojciech sosnowski – prod-met sp. z o.o. autor korespondencyjny/corresponding author: t.salacinski@upcpoczta.pl streszczenie celem artykułu jest przedstawienie koncepcji zintegrowania wymagań normy spawalniczej iso 3834 z istniejącą dokumentacją szj wg iso 9001 na przykładzie przedsiębiorstwa branży spawalniczej prod-met sp. z o.o. założono, że wdrożenie systemu iso 3834 znacznie poprawi jakość spawanych elementów, usprawni produkcję, obniży koszty i wpłynie na poprawę wizerunku firmy. wprowadzenie zintegrowanego systemu zarządzania jakością porządkuje zadania przydzielane poszczególnym wydziałom, jasno określa kompetencje pracowników, wprowadza spójność w przedsiębiorstwie i ukierunkowanie na wspólny cel. zapewniona jest przejrzystość procesów, co znacząco wpływa na efektywność działań firmy. natychmiastowa reakcja na zaistniałe błędy umożliwia eliminację wad wyrobów jeszcze na etapie produkcji, co znacznie obniża koszty działalności podstawowej przedsiębiorstwa. wdrożenie zintegrowanego systemu staje się ekonomicznie uzasadnione. słowa kluczowe: jakość procesów spawania, iso 3834 abstract the purpose of the article is to present the idea of integration of welding standard requirements with existing documentation of quality management system according to iso 9001 using as an example a welding branch company prod-met sp. z o.o. it was assumed that implementation of iso 3834 system would significantly improve quality of welded workpieces, make production more efficient, reduce costs and influence positively the company image. implementation of integrated quality management system puts in order tasks assigned to the departments, clearly defines employees’ powers, introduces integrity into company and directs company activity to the common goal. the process clearness is assured which significantly rises company activity effectiveness. immediate reaction to occurring errors enables to eliminate product defects still on production stage, which significantly reduces basic company costs. implementation of integrated system becomes economically reasonable. keywords: welding process quality, iso 3834 standard koncepcja wdrożenia systemu nadzorowania jakości procesów spawalniczych zgodnego z wymaganiami iso 3834 w oparciu o iso 9001 bazą do działań związanych z wdrożeniem systemu zarządzania jakością spawania może być istniejący w przedsiębiorstwie system iso 9001. pierwszym krokiem jest zintegrowanie dokumentacji iso 9001 z wymaganiami iso 3834 oraz opracowanie procedur kontroli zarządzania spawaniem. konieczne jest, aby firma zatrudniała pracownika posiadającego kwalifikacje inżyniera spawalnika iwe/ewe (ang. international welding engineer/european welding engineer). należy również skierować pracowników działu kontroli jakości na kurs kwalifikowanego personelu kontroli jakości spawania (rwc). wykorzystując wiedzę i uprawnienia wyszkolonych pracowników należy wdrożyć zintegrowany system zarządzania jakością procesów spawalniczych w całym zakładzie. po spełnieniu tych warunków przedsiębiorstwo może zgłosić wniosek do wybranej jednostki certyfikującej o nadanie certyfikatu. schemat postępowania przy wdrażaniu normy pn-en iso 3834 przedstawiono na rysunku 1. integracja normy pn-en iso 3834 z dokumentacją szj iso 9001 projekt wdrożenia iso 3834 składa się z kilku ważnych etapów, z których pierwszym i najważniejszym elementem jest przygotowanie dokumentacji systemowej. niewątpliwym ułatwieniem tego zadania może być posiadanie systemu zarządzania jakością zgodnego z iso 9001. iso 3834 zawiera elementy, które można zintegrować z systemem zarządzania jakością wg iso 9001. opracowana w ten sposób dokumentacja dotyczy procedur spawalniczych, nadzorowania jakości podczas wszystkich etapów procesu spawania, działań kontrolnych, badań nieniszczących, jak również poprawiania ujawnionych niezgodności. tadeusz sałaciński, wojciech sosnowski 34 przegląd spawalnictwa vol. 87 6/2015 rys. 1. schemat wdrożenia normy pn-en iso 3834 (źródło: opracowanie własne na podstawie „e-spawalnik”) fig. 1. scheme of introduction of pn-en iso 3834 standard (source: own case study based on „e-spawalnik”) decyzja o wdrożenie iso 3834 czy wdrożono system iso 9001? nie opracować procedury systemu zarządzania jakością tak potem zintegrować dokumenty z iso 9001, opracować procedury kontroli zarządzania spawaniem. czy zatrudnia się iwe/ewe? tak nie zatrudnić iwe?ewe jako rwc. nie teraz wysłać pracowników na kurs rwc wdrożyć zintegrowany system zarządzania jakością procesów spawalniczych. tak teraz tak teraz teraz aplikować do jednostki notyfikowanej w celu uzyskania certyfikacji. tak uzyskać i utrzymać certyfikat mechanizmy działania normy iso 3834 zintegrowane z wymaganiami normy iso 9001 w przedsiębiorstwie branży spawalniczej przedstawiono schematycznie na rysunku 2. głównym celem działań jest zadowolenie klienta. składając zamówienie klient określa swoje wymagania w specyfikacji, wyrób musi być zgodny z przepisami prawa, odpowiadać normom produkcji. poniżej zestawiono elementy iso 3834, które połączono z wymaganiami iso 9001 [6]: — nadzór nad dokumentami i zapisami, — odpowiedzialność kierownictwa, — zarządzanie zasobami, — kompetencje, świadomość i szkolenie działającego personelu, — realizacja wyrobu, — określenie i przegląd wymagań dotyczących wyrobu, — zakupy, — walidacja procesów, rys. 2. spełnianie wymagań normy iso 3834 (źródło: opracowanie własne na podstawie tüv rheinland polska, www.tuv.pl) fig. 2. requirements fulfilling for iso 3834 standard (source: own case study based on tüv rheinland polska, www.tuv.pl) wymagania norm serii iso 3834 w procesie zapewnia jakość wyrobom spawnym. klient wymagania: specyfikacje normy produkcji przepisy prawa dokumentacja techniczna wymagania umowy klient zadowolenie: dostawa spawanego wyrobu spełniającego wymagania. odpowiedzialność kierownictwa personel nadzoru spawalniczego, system nadzorowania spawania, usuwanie niezgodności tworzenie zaufania zarządzanie: odpowiednia technologia spawania, szkoleniei kwalifikowanie spawaczy, dostępność urządzeń i przyrządów, planowanie i przygotowywanie robót przed spawaniem. pomiary i analiza: środki ndt, niezgodność i działąnia korygujące, zapobieganie wadom spawalniczym, doskonalenie procesów spawania, wewnętrzne audity wymagań. pomiary i analiza: kontrola zgodności spawania, nadzorowanie procesu, naprawianie niezgodności, obróbka po spawaniu, zwolnienie wyrobu. — własność klienta, — audit wewnętrzny, — monitorowanie i pomiary wyrobu. podstawowa dokumentacja przedsiębiorstwa obowiązuje całą działalność handlową, technologiczną, zaopatrzeniową, produkcyjną, kontrolną i odbiorczą stosowaną przy realizacji kontraktów na dostawy. dokumentacja ta ma zastosowanie we wszystkich komórkach organizacyjnych. dokumenty opracowywane są na zatwierdzonych formularzach i formatach zgodnie z obowiązującymi normami i instrukcjami wewnętrznymi firmy. posiadają one jednoznaczną identyfikację (np. nr formularza, nr pisma), ustaloną wg instrukcji i rejestrów. oryginały lub autoryzowane kopie dokumentów są archiwizowane w bezpiecznych warunkach przez okres wymagany przepisami prawnymi lub postanowieniami kontraktu. dokumenty zewnętrzne stosowane w sferze produkcji, w operacjach związanych ze spawaniem materiałów metalowych oraz handlu, podlegają szczególnym wymaganiom i przywołanym instrukcjom. w skład takich dokumentów wchodzą np.: — dokumenty zamawiającego, — dokumenty dostawców, — normy i przepisy krajowe i zagraniczne. odpowiedzialność za stosowanie i doskonalenie systemu zarządzania jakością, nadzorowanie procesów spawalniczych w oparciu o przytoczone normy dotyczy wszystkich komórek organizacyjnych firmy. prezes zarządu określa misję i strategię firmy, politykę jakości i cele strategiczne. powołuje pełnomocnika ds. jakości, którego obowiązkiem jest zarządzanie systemem jakości, zapewnienie zgodności z wymaganiami pn-en iso 9001 oraz pn-en 3834. pełnomocnik ds. jakości powinien posiadać konieczne uprawnienia do wstrzymania każdego procesu produkcyjnego, w celu usunięcia niezgodności lub potencjalnych niezgodności związanych z jakością. zasadniczym i strategicznym celem działalności przedsiębiorstwa, z punktu widzenia szj, jest uzyskanie wszechstronnego zadowolenia klientów. główną drogą do osiągnięcia tego celu jest przyjęta filozofia ciągłego doskonalenia organizacji w realizacji procesów głównych i pomocniczych. system jakości jest poddawany weryfikacji przez planowane przeglądy systemu, audity jakości, kontrole inspekcyjne. w dokumentacji systemu powinny być określone zasady działań weryfikacyjnych, wyznaczony personel do tych działań oraz przedstawione sposoby dokumentowania ich wyników. działania weryfikacyjne powinny uwzględniać cały cykl 35przegląd spawalnictwa vol. 87  6/2015 funkcjonowania obejmujący zakupy, produkcję, sprzedaż oraz obszary związane z funkcjonowaniem systemu. dokumentacja firmy określa również kwalifikacje pracowników oraz planowanie szkoleń. dobór pracowników odbywa się zgodnie z wymaganiami dla poszczególnych stanowisk pracy odnośnie wykształcenia, przeszkolenia i doświadczenia. formułuje się odpowiednie procedury dotyczące szkoleń i uprawnień posiadanych przez pracowników, które mają zastosowanie w wyborze kwalifikowanych kadr na stanowiska kierownicze i wykonawcze oraz zapewnieniu odpowiednich programów szkolenia personelu. w obszarze realizacji prac spawalniczych mogą uczestniczyć tylko osoby wykwalifikowane, które kompetencje i wiedzę uzyskały przez naukę, szkolenie i odpowiednie doświadczenie praktyczne. w celu udokumentowania poziomu kompetencji i wiedzy wymagany jest egzamin kwalifikacyjny przeprowadzony zgodnie z wymaganiami pn-en 287-1:2011 lub pn en iso 9606 „sprawdzenie kwalifikacji” dla spawaczy oraz pn en iso 9712:2012 „personel badań nieniszczących” dla pracowników kj. przy wykonywaniu prac spawalniczych oprócz dokumentacji technicznej wymagana jest instrukcja technologiczna spawania (wps) sporządzana przez upoważnionego pracownika nadzoru spawalniczego. na wszystkich etapach produkcji prowadzona jest kontrola jakości. pracownik wykonujący operację jest zobowiązany do kontroli jakości wykonania przed przekazaniem elementu do dalszych operacji procesu technologicznego. w ramach samokontroli pracownicy nie muszą prowadzić zapisów. wszystkie etapy produkcji kontrolowane są przez pracowników działu kontroli jakości. sprawdzane są wymiary, estetyka wykonania oraz ogólny wygląd wyrobu na każdym etapie realizacji, oględziny i badania nieniszczące spoin zgodnie z dokumentacją techniczną. z kontroli półwyrobów i wyrobów gotowych prowadzone są zapisy jakości wykonywane przez kontrolerów. stwierdzenie odstępstw w trakcie produkcji lub w wyrobie gotowym uruchamia działania korygujące lub zapobiegawcze. kontroler jakości ocenia, czy stwierdzona niezgodność może być usunięta poprzez działania korygujące. jeżeli tak, element lub wyrób gotowy przekazywany jest na odpowiednie stanowisko produkcyjne w celu jej usunięcia. elementy wyrobu lub wyroby gotowe, w których stwierdzono niezgodności przekazane na stanowisko pracy w celu usunięcia niezgodności są oznaczone w sposób gwarantujący, że nie zostaną nieświadomie użyte. po usunięciu niezgodności element lub wyrób sprawdzany jest ponownie. po poprawie jest przekazywany do dalszych operacji produkcyjnych a wyrób gotowy do magazynu. elementy wadliwe są złomowane. kontroler jakości sporządza raport dzienny ze stwierdzonych niezgodności w podziale na niezgodności usunięte oraz wyroby i półwyroby przekazane do złomowania. nadzór nad środkami produkcji, urządzeniami i stanowiskami spawalniczymi sprawuje kierownik produkcji. w celu spełnienia wymagań normy iso 3834-5:2007 opracowane są: „wykaz urządzeń spawalniczych”, „karta kontroli półautomatów spawalniczych”, „instrukcja magazynowania materiałów pomocniczych do spawania” z integralną z nim „tabelą monitorowania warunków magazynowania” materiałów podstawowych i pomocniczych do spawania. szczegóły procesu zawarte są w procedurze „realizacja produkcji”. towary handlowe i wyroby w trakcie ich przyjmowania i składowania zabezpieczane są przed uszkodzeniem bądź zniszczeniem zgodnie z procedurą „postępowanie z wyrobem”. procedura obowiązuje we wszystkich działach bezpośrednio i pośrednio związanych ze składowaniem oraz transportowaniem towarów handlowych i wyrobów gotowych. kierownik magazynu odpowiada za prawidłowe składowanie towarów handlowych oraz wyrobów produkcji własnej, za proces przyjmowania oraz wydawania towarów zgodnie z dokumentacją handlową. wszystkie towary handlowe oraz wyroby z produkcji własnej przyjmowane są do magazynów firmy i składowane tak, aby nie traciły swoich właściwości technicznych ani nie były narażone na zniszczenie. przechowuje się je w magazynach zamkniętych, suchych, na wydzielonych regałach, paletach lub w oznakowanych opakowaniach fabrycznych. zgodnie z procedurą „przegląd umowy” sprawdza się wszystkie umowy przed podpisaniem a oferty przed złożeniem w celu stwierdzenia czy wymagania klienta zostały określone i uzgodnione. ewentualne różnice między umową a ofertą powinny być wyjaśniane. wyznaczeni pracownicy dokonują przeglądu wymagań i danych technicznych dostarczonych przez odbiorcę. ustalają, czy wszystkie informacje konieczne do wykonania operacji wytwarzania są kompletne i dostępne przed rozpoczęciem pracy. sprawdza się, czy środki do produkcji są wystarczające do zachowania terminów dostaw wyrobów odpowiedniej jakości. z opisanych powyżej czynności prowadzone są zapisy. działania związane z kontrolą i badaniem dostaw surowców, materiałów, towarów handlowych objęte są procedurą „kontrola i badania w produkcji”. procedura zapewnia, że do procesu produkcyjnego, a następnie do odbiorcy, będą przekazywane wyroby spełniające wymagania. procedura obejmuje produkcję, sprzedaż wyrobów własnych i towarów handlowych na każdym etapie realizacji tych procesów z uwzględnieniem spawania materiałów metalowych. odpowiedzialnym za utrzymywanie procedury w zakresie kontroli dostaw zakupionych usług, materiałów i surowców jest pracownik przyjmujący dany materiał, usługę bądź towar handlowy. funkcję kontrolną nad dostawami materiałów podstawowych i dodatkowych do spawania sprawuje kierownik produkcji oraz główny spawalnik. odpowiedzialnymi za utrzymywanie procedury w zakresie kontroli w toku realizacji produkcji są pracownicy realizujący wyrób w ramach samokontroli wykonywanych robót, pracownicy kj w zakresie badań nieniszczących spoin, kierownik produkcji i kierownik magazynu, każdy w swoim zakresie oraz pełnomocnik ds. jakości sprawujący nadzór nad procesami kontroli. dostawa materiałów do produkcji realizowana jest w ramach zintegrowanej dokumentacji systemowej w procedurze „zakupy”. zakres procedury obejmuje zakupy wszystkich materiałów i surowców oraz usług, jak również materiałów podstawowych i dodatkowych związanych ze spawaniem wyrobów metalowych. przed wdrożeniem wyrobu do produkcji, należy porównać jego zgodność wymiarową oraz cechy jakościowe z zamówieniem klienta. na rysunku 3 przedstawiono przykładowe wytyczne zakładowej kontroli jakości procesów spawalniczych. rys. 3. wytyczne zakładowej kontroli jakości (źródło: materiały wewnętrzne firmy prod-met sp. z o.o.) fig. 3. guidelines for facility quality control (source: internal documents of prod-met sp. z o.o.) 36 przegląd spawalnictwa vol. 87 6/2015 wnioski firma prod-met działa na rynku od 30 lat jako producent wyrobów z metalu. najważniejszym procesem produkcyjnym zachodzącym w zakładzie jest spawanie. od jakości spawania zależy jakość kompletnego wyrobu. musi on spełniać wysokie wymagania klientów co do wytrzymałości, ale i estetyki wykonania. zakład przez cały czas dąży do doskonalenia jakości we wszystkich dziedzinach funkcjonowania. dlatego został wdrożony kompleksowy system zarządzania oparty na normach iso 9001 i podjęta decyzja o wdrożeniu systemu iso 3834 ściśle związanego z procesami spawania. celem artykułu było zaproponowanie spójnej koncepcji wdrożenia systemu nadzorowania jakości procesów spawalniczych zgodnego z wymaganiami iso 3834. w oparciu o już funkcjonujące procedury iso 9001 opracowano wytyczne do ujednolicenia procedur z normą spawalniczą. opracowano i zaprezentowano przykładowe procedury szj iso 9001:2008 zintegrowane z dokumentacją pn-en iso 3834:2007. stworzono instrukcje spawania wps, które w bardzo szczegółowy sposób pokazują parametry prawidłowo przebiegającego procesu łączenia materiałów. wykazano, że nawet w niedużym zakładzie produkcyjnym bardzo istotne jest wdrożenie zintegrowanych systemów zarządzania i szkolenie kadry. planowane szkolenia obejmują kluczowy personel, nie tylko kadry zarządzającej, ale przede wszystkim pracowników bezpośrednio zaangażowanych w proces produkcji i kontroli. równie ważną kwestią jest harmonogram wdrożenia, który musi być realny do wykonania oraz budżet. wyniki badań własnych spoin pokazały, że w przedsiębiorstwie należy zwrócić szczególną uwagę na procesy spawania. każda firma powinna być zorientowana na osiągnięcie sukcesu poprzez zadowolenie swoich klientów. aby zapewnić, że produkty są trwałe i niezawodne niezbędne jest wprowadzenie szczegółowego nadzoru nad spawaniem. wprowadzenie zintegrowanego systemu zarządzania jakością porządkuje zadania przydzielane poszczególnym wydziałom, jasno określa kompetencje pracowników, wprowadza spójność w przedsiębiorstwie i ukierunkowanie na wspólny cel. firma może działać efektywniej na bazie jasnych i przejrzystych procesów zdefiniowanych w instrukcjach i procedurach. natychmiastowa reakcja na zaistniałe błędy umożliwia eliminację wad wyrobów jeszcze na etapie produkcji co znacznie obniża koszty działalności podstawowej przedsiębiorstwa. wdrożenie zintegrowanego systemu staje się ekonomicznie uzasadnione. wdrożenie systemu iso 3834 zintegrowanego z wymaganiami normy iso 9001 znacznie poprawia jakość spawanych elementów, usprawnia produkcję, obniża koszty, wpływa na poprawę wizerunku firmy, dzięki czemu zwiększa się nie tylko wolumen zamówień, ale również asortyment oferowanych wyrobów. literatura [1] chmielewski t.: projektowanie procesów technologicznych. spawalnictwo. owpw. warszawa, 2013. [2] bagiński j.: zarządzanie jakością. oficyna wydawnicza politechniki warszawskiej. warszawa, 2004. [3] werpachowski w.: podstawy zarządzania w przedsiębiorstwie. oficyna wydawnicza politechniki warszawskiej. warszawa, 2011. [4] sałaciński t.: spc statystyczne sterowanie procesami produkcji. oficyna wydawnicza politechniki warszawskiej. warszawa, 2009. [5] sałaciński t.: spc statistical process control. oficyna wydawnicza politechniki warszawskiej. warszawa, 2015. [6] sosnowski w.: koncepcja wdrożenia systemu nadzorowania jakości procesów spawalniczych zgodnego z wymaganiami iso 3834 w oparciu o standardy iso 9001 w przedsiębiorstwie wytwarzającym konstrukcje metalowe. praca magisterska napisana pod kierunkiem t. sałacińskiego. politechnika warszawska, 2014. [7] norma iso 9001:2008. systemy zarządzania jakością wymagania. [8] pn-en iso 3834-1:2007. wymagania jakości dotyczące spawania materiałów metalowych. część 1: kryteria wyboru odpowiedniego poziomu wymagań. [9] pn-en iso 3834-2:2007. wymagania jakości dotyczące spawania materiałów metalowych. część 2: pełne wymagania jakościowe. [10] pn-en iso 3834-4:2007. wymagania jakości dotyczące spawania materiałów metalowych. część 4: podstawowe wymagania jakościowe. [11] pn-en iso 3834-5:2007. wymagania jakości dotyczące spawania materiałów metalowych. część 5: dokumenty konieczne do potwierdzenia zgodności z wymaganiami jakości iso 3834-2. [12] pn-en iso 9000:2006. systemy zarządzania jakością. podstawy i terminologia. [13] pn-en iso 14175:2009. gazy i mieszaniny gazów do spawania i procesów pokrewnych. [14] http://ojakosci.pl/liczba-certyfikatow-iso-9001-w-polsce/ [15] http://spawalnicy.com.pl/jakosc_iso3834.html [16] http://www.e-spawalnik.pl/?systemy-jakosci-w-spawalnictwie,159 [17] http://www.tuv.pl kontrola wyrobów dokonywana jest na każdym etapie realizacji przez pracowników kj zgodnie z procedurami „kontrola i badania w produkcji” oraz „sprzęt kontrolno-pomiarowy”, która zapewnia, że sprzęt używany do pomiarów jest nadzorowany, sprawdzany i konserwowany w sposób zapewniający sprawność, a zdolność pomiarowa znana i zgodna z wymaganiami. systemy pomiarowe powinny być stabilne i zdolne do oceny nie tylko jakości wyrobów spawanych, ale również parametrów procesu spawania [4,5]. lp. opis zadania termin realizacji i ii iii iv v vi 1 audit wstępny (diagnoza stanu obecnego) 2 opracowanie dokumentacji systemowej 3 szkolenia 4 wdrażanie procedur 5 audity wewnętrzne (działania korygujące) 6 audit certyfikujący tablica i. harmonogram wdrożenia systemu (opracowanie własne) table i. system implementation timechart (source: own case study) harmonogram wdrożenia systemu nadzorowania jakości procesów spawalniczych zgodnego z wymaganiami iso 3834 w oparciu o iso 9001 harmonogram został opracowany na półroczny okres wdrażania (tabl. i). w pierwszym miesiącu od podjęcia decyzji o przystąpieniu do certyfikacji firma konsultingowa wykonuje diagnozę stanu obecnego czyli przeprowadza audit wstępny, w celu uzyskania obrazu firmy, znalezienia mocnych i słabych stron, które należy korygować. w tym samym czasie zaczyna się opracowywanie dokumentacji systemowej. polega to na integracji procedur z wdrożonego już wcześniej systemu iso 9001 z procedurami spawalniczymi iso 3834. na kompletne zintegrowanie procedur i przygotowanie zakładu do ich wdrożenia przewiduje się trzy miesiące. prawie jednocześnie z opracowywaniem dokumentacji należy rozpocząć szkolenia według ułożonego planu. szkolenia obejmują wszystkich zainteresowanych pracowników, począwszy od kierownictwa, pełnomocnika, poprzez kontrolerów jakości na spawaczach skończywszy. kursy i szkolenia trwają cztery miesiące, aż do auditu certyfikującego. równolegle ze szkoleniami następuje wdrażanie procedur, rozłożone na trzy miesiące. pod koniec tego etapu należy rozpocząć audity wewnętrzne. auditorzy wewnętrzni sprawdzają stopień przygotowania zakładu, poziom wdrożenia procedur, ustalają działania korygujące [6]. po przeprowadzeniu auditów wewnętrznych we wszystkich komórkach organizacyjnych można zgłosić gotowość do auditu certyfikującego. ps 06 2017 www.pdf 6 przegląd  spawalnictwa vol. 89 6/2017 effect of brazing temperature on microstructure   and mechanical properties of dissimilar joints   of titanium/stainless steel joint brazed by al interlayer wpływ temperatury spajania na mikrostrukturę oraz właściwości mechaniczne połączeń tytan/stal nierdzewna wykonanych przy użyciu aluminium mgr inż. bartłomiej szwed, dr hab. inż. marek konieczny – kielce university of technology. autor korespondencyjny/corresponding author: bartlomiej_szwed@o2.pl streszczenie lutowanie dyfuzyjne zostało wykonane pomiędzy tytanem (grade 2) a stalą nierdzewna (x5crni18-10) z wykorzystaniem foli aluminiowej o grubości 100 μm. lutowanie zostało przeprowadzone w temperaturach od 550 do 700 °c w czasie 60 minut pod dociskiem 2 mpa w próżni. wpływ temperatury na mikrostrukturę połączenia został przebadany na mikroskopie optycznym oraz elektronowym mikroskopie skaningowym wyposażonym w mikroanalizator rentgenowski (eds). na granicy stali nierdzewnej z aluminium wydzieliły się warstwy faz feal3 oraz fe2al5. struktura załącza od strony tytanu składała się oraz warstw faz międzymetalicznych tial, tial2, tial3. grubość warstw reakcyjnych rosła wraz ze wzrostem temperatury lutowania. najwyższą wytrzymałość (91 mpa) uzyskano podczas testów ścinania technologicznego połączeń lutowanych w temperaturze 600 °c. słowa kluczowe: lutowanie dyfuzyjne; tytan; stal nierdzewna; mikrostruktura; właściwości mechaniczne abstract in present investigation diffusion brazed joints between titanium (grade 2) and stainless steel (x5crni18-10) using 100 μm thick aluminum foil as a filler metal were produced at the temperature range from 550 to 700 °c for 60 minutes under 2 mpa bonding pressure in vacuum. the effect of temperature on the microstructure was investigated using light optical microscopy and scanning electron microscopy equipped with an energy dispersive x-ray system (eds) to determine chemical composition of joint. the feal3 and fe2al5 intermetallic layers were observed at the stainless steel-aluminum interfaces. at the aluminum-titanium interfaces tial, tial2, tial3 intermetallic layers were identified. the thickness of the reaction products increases with increase in the joining temperature. the highest shear strength (91 mpa) was achieved for samples prepared at 600 °c. keywords: diffusion brazing; titanium; stainless steel; microstructure; mechanical properties  introduction in recent years, considerable interest has been given to titanium and its alloys because of its unique properties such as high strength, toughness, erosion resistance and low thermal conductivity and density [1,2]. nuclear, chemical, aerospace and space industries strongly demand dissimilar joints of titanium and titanium alloys to austenitic stainless steel due to good corrosion resistance and satisfactory mechanical behavior [3]. this type of joints finds implementations in satellite cooling system, in the reprocessing plant at kalpakkam in electrolytic dissolver unit, as well as in subassemblies of nuclear reactors and aircraft engines [4,5]. traditional fusion welding of dissimilar materials results in different problems like distortion of components, formation bartłomiej szwed, marek konieczny przeglad welding technology review of stress concentration sites, development of chemical heterogeneities and a number of intermetallic phases that are formed in the weld pool. since, titanium and its alloys are chemically reactive, they are very difficult to weld, because they can easily pick up nitrogen and oxygen from the atmosphere [6]. hence, diffusion brazing process is recommended for materials with extremely different physical and mechanical properties [7]. existing literature reports that direct joining between titanium and stainless steel results in formation of numerous intermetallic phases due to the limited solubility of iron in titanium and these intermetallics deteriorate the bond strength. in addition, high internal stresses are formed because of a large difference of linear expansion 7przegląd  spawalnictwa vol. 89 6/2017 and heat transmission coefficient between titanium and stainless steel which lead to a bonding crack. therefore indirect joining by adding interlayer metal is now largely used [8]. the use of appropriate intermediate materials can also inhibit diffusion of undesired elements [9]. nickel, copper, silver and their alloys were also used as intermediate materials [10÷12]. in this respect aluminum can be considered as a useful interlayer due to the lowering of brazing parameters for the diffusion brazing and aluminum has certain erosion resistance and excellent plasticity [13]. diffusion brazing depends on three major parameters like temperature, holding time and pressure. the present investigation reports the influence of the bra zing temperature on the microstructure, shear strength and hardness of diffusion brazing joints of titanium and stainless steel with aluminum as an intermediate material. experimental procedure the base materials used for a dissimilar joints were commercially pure titanium (grade 2) and stainless steel (x5crni18-10), both received in the form of cylindrical rods having 8 mm diameter and 2000 mm length, and aluminum foil of 100 μm thickness. the nominal chemical composition at room temperature of these materials are given in table i. cylindrical specimens of 8 mm diameter and 10 mm length were machined from the titanium and stainless steel rods. the circular profile discs with 8 mm diameter were excised from the aluminum foil. the mating surfaces of the samples were kept in contact with steel clamp and inserted in a vacuum chamber. the bonding pressure of 2 mpa along the longitudinal direction was applied at room temperature. diffusion brazing was carried out in a vacuum furnace czylok prc 77/1150 at the temperature range from 550 to 700 °c for 60 minutes with a vacuum of 10-3 pa. the samples were cooled with the furnace. the specimens for metallographic examination were cut out longitudinally and their surfaces were prepared by conventional techniques, using sandpapers of 180 to 1200 grit, alumina suspension with a grain size of 0.5 μm and colloidal silica with a grain size of 0.05 μm. the titanium side and the joint were etched in an aqueous solution of 95 ml h2o and 5 ml hf. the samples were observed in a light microscope nikon eclipse ma200 to reveal the structural changes due to diffusion. the polished surfaces of the brazed couples were also examined in a scanning electron microscope (sem) jeol jms-5400 to obtain finer structural details in the diffusion zone. the composition of the reaction layers was determined in atomic percent using oxford instruments isis energy dispersive x-ray spectrometer (eds) attached to the sem. the results of the eds analysis were compared with the binary phase diagrams of basic components. the shear strength of the brazed joints was evaluated at room temperature using a labtest 5.20sp1 testing machine at a crosshead speed of 10 mm/min. five samples were tested for each processing parameter. the matsuzawa mmt microhardness tester was used to examine the hardness along the cross-section of the joints under load of 0.196 n for a dwelling time of 10 seconds. results and discussion the joints were successfully formed for all temperatures, and certain amount of diffusion occurs between the interlayer and the two substrates. the light micrographs of the bra zed assemblies are shown in figure 1 from the micrographs, it can be seen that the base materials have been well pressed to the aluminum filler metal giving a consistent joint on both sides. no cracks and voids were observed on the interface between the brazed materials. the structures of the joints varied importantly depending on joining temperature. the wide of the diffusion zone on the boundaries with joined materials increase with an increase in brazing temperature. since the diffusion bonding temperature is lower than the beta phase transformation, the titanium site is characterized by the α ti structure. in addition, aluminum is an α stabilizing element and it raises the β phase transformation temperature of ti [1]. the diffusion zone at the ss-al interface is much larger compared to the ti-al side. appearance of particles have been observed in aluminum interlayer in samples achieved at the highest brazing temperature. in order to further characterize the reaction layers of the joint, a sem images were performed on the reaction layers (fig. 2). the presence of thin layer consisted of 99.08 at. % ti and 0.92 at. % al was observed between ti-al side at the 550 °c processing temperature, it appears to be solid solution of aluminum in titanium. at the temperature range of 600 to 650 °c appeared reaction layer adjacent to the titanium side that consisted of 68.62 at. % al and 31.38 at. % ti. according to the ti-al binary phase diagram it is likely a tial2 intermetallic compound. the layer of regular particles containing 74.83 at. % al and 25.17 at. % ti and 49.26 at. % al and 50.74 at. % ti have been found at the aluminum/titanium interface when brazing temperature was 700 °c. this composition corresponds to the tial3 and tial intermetallic phase. regardless to the process temperature at the ss-al side continuously formed layer consisted of 74.39 at. % al and 17.89 at. % fe with small amounts of cr (5.45 at. %) and ni (2.27 at. %). according to the fe-al binary phase diagram it is likely a feal3 intermetallic compound with the addition of cr and ni. at the temperature range of 600 to 650 °c alongside with the feal3 has formed another layer consisted of 72.94 at. % al and 20.82 at. % fe with small amounts of cr (4.96 at. %) and ni (1.28 at. %). it seems to be fe2al5. when the brazing temperature increased to 700 °c two reaction layers were observed between the stainless steel and aluminum interface. the first reaction layer adjacent to the stainless steel side consisted 71.06 at. % al and 22.39 at. % fe with small amounts of cr (6.55 at. %). under the first layer, second layer adjacent to aluminum has a composition of 79.43 at. % al and 16.27 at. % fe with small additions of cr (3.09 at. %) and ni (1.21 at. %). according to the chemical analyses and the fe-al binary phase diagram, it can be assumed that the phases present in the form of layers at the ss-al interface are feal3 with an amount of cr and ni admixtures and the second one is also feal3 but enriched with al. additionally, in this temperature the irregular shaped material titanium (grade 2) stainless steel (x5crni 18-10) aluminum (al 99,5) chemical composition   (wt. %) ti: 99.654, fe: 0.171, c: 0.024, n: 0.008, o: 0.142, h: 0.001 fe: 71.495, c: 0.025, mn: 1.460, si: 0.390, p: 0.038, s: 0.012, cr: 18.150, ni: 8.050, mo: 0.380 al: 99.53, fe: 0.21, si: 0.16, zn: 0.05, cu: 0.03, ti: 0.02 table i. chemical compositions of the base materials (accordingly to certificates) tablica i. składy chemiczne materiałów bazowych (według certyfikatów) 8 przegląd  spawalnictwa vol. 89 6/2017 fig. 1. light micrograph of the joints prepared at a) 550 °c, b) 600 °c, c) 650 °c, d) 700 °c for 60 minutes rys. 1. mikrografa świetlna połączeń wykonanych w temperaturze: a) 550 °c, b) 600 °c, c) 650 °c, d) 700 °c przez 60 minut fig. 2. sem images of the joints processed at a) 550 °c, b) 600 °c, c) 650 °c, d) 700 °c for 60 minutes rys. 2. zdjęcia sem połączeń przetwarzanych w temperaturze: a) 550 °c, b) 600 °c, c) 650 °c, d) 700 °c przez 60 minut x5crni18-10 x5crni18-10 x5crni18-10 x5crni18-10a) c) b) d) 100 µm  100 µm  100 µm  100 µm  x5crni18-10 feal3+(al) feal3+(al) feal3 al7cr tial3 feal3+(cr) feal3 feal3 fe2al5 tial2 tial tial3 al al α ti ti ti titi 25 µm  25 µm  10 µm  25 µm  x5crni18-10 x5crni18-10a) c) b) d) 9przegląd  spawalnictwa vol. 89 6/2017 particles containing 86.71 at. % al and 8.72 at. % cr with amounts of ti (1.89 at. %) and fe (2.68 at. %) have been observed in aluminum matrix. it appears to be al7cr intermetallic phase. microhardness measurements of titanium substrate, interface zone and steel substrate were performed for all processed samples. the maximum hardness values in the range of 506 to 807 hv were recorded at the stainless steelaluminum interface due to the formation of the feal3 and fe2al5 intermetallic phases. in the middle of the joints hardness values were in the range of 28-44 hv. at the titaniumaluminum side the hardness reach values in the range of 197 to 220 hv. an increase in the bonding temperature resulted in an increase in the hardness of the joints what was due to an increased formation of hard fe-al, al-cr and ti-al based intermetallic phases. the room temperature shear strength of the diffusion brazed joints with change in brazing temperature are shown in figure 3. it can be seen that when the brazing temperature was 550 °c the shear strength of the diffusion couple was low and reached a value of 54 mpa, due to the thin diffusion zone at the stainless steel-aluminum interface. with the increase in brazing temperature to 600 °c, the shear strength increases and reach it maximum value of 91 mpa. at this processing temperature the diffusion between the mating surface is larger compared to that of lower temperature and the width of intermetallics formed at both the interfaces were smaller compared to that of higher brazing temperatures. with a further rise in brazing temperature, the width of intermetallic layers formed at the boundaries of joined materials, increases significantly causing that the shear strength gradually drops respectively 67 and 32 mpa for the samples achieved at 650 and 700 °c. all samples were separated on the boundary between stainless steel-aluminum side, where formed fe2al5 and feal3 intermetallic phases. fig. 3. shear strength for diffusion brazed joints processed for 60 min rys. 3. wytrzymałość na ścinanie dla połączeń lutowanych dyfuzyjnie przetwarzanych przez 60 min conclusions  the investigation show that it is possible to join titanium with stainless steel by aluminum interlayer. diffusion brazing temperature is a critical factor controlling the microstructure of specimens. the diffusion zone on the boundaries of joined materials becomes wider with the increase in temperature. the phases present in joints were intermetallics and solid solutions based on intermetallic phases or substrate metals. the thicknesses of the intermetallic layers increases with the increase in the brazing temperature. the aluminum interlayer of 100 μm thickness effectively blocked the diffusion of titanium to stainless steel side, thus prevented from formation of fe-ti intermetallic phases on the boundaries of joined materials. microhardness analysis show that the ti-al based intermetallic formation at ti-al interface has lower hardness than the fe-al base intermetallic at stainless steel-aluminum interface. the hardness values of intermetallic layers increase with the increase in brazing temperature due to diffusion of admixtures to intermetallic phases. the maximum shear strength of 91 mpa was obtained for the diffusion brazed joints processed at 600 °c. the further increase in brazing temperature increases the volume faction of intermetallic formed at the diffusion interfaces, hence joints strength gradually drops. references [1] j. r. davis: asm handbook, volume 02 properties and selection: nonferrous alloys and special-purpose materials, 2nd ed. portland, asm international handbook committee, 1990. [2] m. ghosh, s. chatterjee: diffusion bonded transition joints of titanium to stainless steel with improved properties, materials science and engineering a, vol.358 (1-2), pp. 152-158, 2003. [3] f. möller, m. grden, c. thomy, f. vollertsen: combined laser beam welding and brazing process for aluminum titanium hybrid structures, physics procedia, vol.12 pp. 215-223, 2011. [4] lee m.k., j.j. park, g.j. lee, d.w. kim, c.h. lim, c.k. rhee, s.j. hong: corrosion of ti–sts dissimilar joints brazed by a ag interlayer and ag–cu–(pd) alloy fillers, journal of nuclear materials, vol.409 (3), pp. 183-187, 2011. [5] w. yao, a. wu, g. zou, j. ren: formation process of the bonding joint in ti/al diffusion bonding, materials science and engineering a, vol.480 (1), pp. 456-463, 2008. [6] z. ma, c. wang, h. yu, j. yan, h. shen: the microstructure and mechanical properties of fluxless gas tungsten arc welding–brazing joints made between titanium and aluminum alloys, materials and design, vol. 45 pp. 72-79, 2013. [7] a. elrefaey, w. tillmann: microstructure and mechanical properties of brazed titanium/steel joints, journal of materials science, vol. 42, pp. 9553-9558, 2007. [8] s. kundu, d. roy, s. chatterjee, d. olson, b. mishra: influence of interface microstructure on the mechanical properties of titanium/17-4 ph stainless steel solid state diffusion bonded joints, materials and design, vol.37, pp. 560-568, 2012. [9] m. konieczny, r. mola: fabrication, microstructure and properties of laminated iron-intermetallic composites, steel research international, vol.79, pp. 499-505, 2008. [10] b. szwed, m. konieczny: microstructure and mechanical properties of joints of titanium with stainless steel performed using nickel filler, archives of metallurgy and materials, vol.61 (2b), pp. 997-1001, 2016. [11] b. szwed, m. konieczny: influence of diffusion bonding parameters on the structure and properties of titanium and stainless steel joints with copper interlayer, journal of achievements in materials and manufacturing engineering, vol. 67 (1), pp. 21-25, 2014. [12] m. balasubramanian: characterization of diffusion-bonded titanium alloy and 304 stainless steel with ag as an interlayer, international journal of advanced manufacturing technology, vol.82 (1), pp.153-162, 2008. [13] s. kundu, s. chatterjee: interface microstructure and strength properties of diffusion bonded joints of titanium–al interlayer–18cr–8ni stainless steel, materials science and engineering a, vol.527 (10-11), pp. 27142719, 2010. temperature [oc] s he ar  s tr en gt h  [m p a] 100 90 80 70 60 50 40 30 20 10 0 500 550 600 650 700 750 ps 10 2015 www.pdf 72 przegląd spawalnictwa vol. 87 10/2015 spawanie blach ze stopu magnezu az31 metodą mig w odmianie cmt welding of az31magnesium alloy by the cmt variant of mig method dr inż. paweł kołodziejczak, dr inż. paweł cegielski, prof. dr hab. inż. andrzej kolasa – zakład inżynierii spajania politechniki warszawskiej. autor korespondencyjny/corresponding author: p.kolodziejczak@wip.pw.edu.pl streszczenie w artykule omówiono technologiczne aspekty spawania blach ze stopu magnezu niskoenergetyczną metodą cmt. badano złącza doczołowe blach o grubości 2 mm wykonanych ze stopu magnezu az31 z wykorzystaniem drutu elektrodowego o średnicy 1,2 mm, wytworzonego z tego samego materiału (stopu az31). próby prowadzono na stanowisku zrobotyzowanym z zapewnieniem wysokiej powtarzalności procesu, przy różnych parametrach, w tym z wykorzystaniem specjalnych funkcji wspomagających zajarzenie i wstępną fazę spawania. jakość złączy oceniano na podstawie badań wizualnych i mikroskopowych. słowa kluczowe: cmt, stop az31, spawanie zrobotyzowane abstract the technological aspects of welding of magnesium alloy by low energy cmt method is discussed. butt joints of thickness 2 mm made of magnesium alloy az31 were tested using the wire electrode of 1.2 mm diameter, made from the same material (alloy az31). tests were carried out with the use of a robotic installation that assured a high repeatability of the process and the various parameters, including the use of special features enabling ignition and initial phase of welding. the quality of joints was evaluated on the basis of visual and microscopic inspection. keywords: cmt, az 31 alloy, robot welding wstęp jako najlżejszy metaliczny materiały konstrukcyjny stopy na bazie magnezu, miały do niedawna ograniczone zastosowanie w przemyśle transportowym. ograniczenia te wynikały głównie z uwagi na niskie, niezadowalające wskaźniki wytrzymałościowe i stosunkowo niską odporność korozyjną. wprowadzenie pierwiastków stopowych takich jak al, cu, zn, mn i pierwiastki ziem rzadkich znacznie poprawiło zarówno właściwości mechaniczne jak i chemiczne uzyskanych stopów w porównaniu z czystym magnezem. ciągłe modyfikacje składu chemicznego pozwoliło także na uzyskanie stopów magnezu do przeróbki plastycznej co w konsekwencji zaowocowało pojawieniem się na rynku blach wykonanych ze stopów magnezu (głównie stop az31). odrębnym zagadnieniem dotyczącym elementów ze stopów magnezu jest ich przetwarzanie, w tym kształtowanie i łączenie. stosowanie tradycyjnych metod spawania nie pozwalały uzyskać zadowalającej jakości złączy [6] w początkowej fazie rozwoju technik łączenia magnezu próbowano wykorzystywać tradycyjne metody spajania, jednak ze względu na wysokie wymagania jakościowe i wydajnościowe, zaczęto wdrażać metody nowoczesne, np. spawanie laserowe i zgrzewanie tarciowe fsw [7÷9]. główną wadą tych procesów jest ograniczona możliwość łączenia z zastosowaniem materiału dodatkowego, co w zastosowaniach przemysłowych paweł kołodziejczak, paweł cegielski, andrzej kolasa znacznie wydłuża czas procesu (precyzyjne pozycjonowanie) i podwyższa koszty (bardzo dokładna obróbka łączonych krawędzi). dlatego obecnie prowadzone są badania nad wysokowydajnymi technikami łączenia stopów magnezu, umożliwiającymi zmniejszanie kosztów produkcji, przy jednoczesnym skróceniu czasu procesu [4]. program i zakres badań spoiny o długości ok. 70 mm układano na metalicznie czystych próbkach ze stopu magnezu az31 o składzie chemicznym zamieszczonym w tablicy i, o wymiarach 100x50 mm i grubości 2 mm. spawano blachy nieukosowane w pozycji podolnej (spoiny czołowe bez oraz z odstępem w zakresie 0,5÷1,0 mm). od strony grani zastosowano podkładkę miedzianą z rowkiem formującym (bez nadmuchu gazu osłonowego). w oparciu o wcześniejsze doświadczenia (próby napawania) do badań wytypowano metodę mig w odmianie niskoenergetycznej cmt (ang. cold metal transfer). zastosowano sterowane komputerowo synergiczne źródło zasilające tps 2700 cmt firmy fronius. w celu dobrania optymalnych warunków napawania skorzystano, we wstępnej fazie badań, z funkcji automatycznego doboru parametrów dostępnych 73przegląd spawalnictwa vol. 87  10/2015 oznaczenie stopu dodatki stopowe (% wag.) al mn zn az31 3 0,17 1 tablica i. skład chemiczny stopu az31 table i. chemical composition of az31 alloy w urządzeniach cyfrowych serii tps. jest to uzasadnione z uwagi na wysoką skuteczność i powtarzalność nastaw tego typu źródeł, a także brak w dostępnych źródłach literaturowych parametrów dla takich metod jak cmt. dla wybranej odmiany spawania (mig cmt), gazu osłonowego (argon z wydatkiem 11-12 l/min), rodzaju materiału łączonego (wobec braku programu synergicznego dla badanego stopu magnezu, z powodzeniem zastosowano tryb przeznaczony do spawania stopu aluminium almg5) oraz średnicy drutu elektrodowego (wykorzystano drut elektrodowy wykonany ze stopu magnezu az31 o średnicy 1,2 mm), pozostałe parametry, takie jak natężenie prądu, napięcie łuku czy prędkość podawania drutu sterownik synergiczny urządzenia dobiera automatycznie na podstawie zmian jednego z nich (w tym także grubości łączonych blach). w celu zachowania możliwie największej obiektywności i powtarzalności wyników, wykorzystano spawalnicze stanowisko zrobotyzowane z cyfrową komunikacją robot – spawalnicze źródło zasilające. w skład systemu weszły następujące, główne elementy (rys. 1): – robot przemysłowy irp-6 ze zmodernizowanym układem sterowania, w tym z wewnętrznym protokołem spawalniczym [1], – pozycjoner spawalniczy (zewnętrzna oś robota) z laboratoryjnym oprzyrządowaniem montażowym, rys. 1. widok ogólny stanowiska laboratoryjnego z robotem irp-6, pozycjonerem i źródłem fig. 1. the overall view of welding set-up used in experiment – interfejs cyfrowy rob 3000 (fronius) do sterowania spawalniczym źródłem energii, – źródło zasilające tps 2700 cmt (fronius). ujawnione podczas wstępnych badań trudności z uzyskaniem poprawnego wtopienia i kształtu złącza we wstępnej i końcowej fazie spawania skłoniły do zastosowania funkcji specjalnych źródła tps, dostępnych przy komunikacji z robotem za pośrednictwem interfejsu cyfrowego, a wspomagających synchronizację łuku spawalniczego z ruchem roboczym maszyny [2,3]. schemat możliwych modyfikacji cyklu spawania i omówienie poszczególnych funkcji przedstawiono na rysunku 2, gdzie: – start i stop – moment włączenia wyłączenia łuku poprzez wy [6] = 1/0, – sektor 1 – gaz osłonowy przed spawaniem, – sektor 2 – prąd w początkowej fazie spawania (i-s [%], t-s [s]), – sektor 3 – dynamika przejścia pomiędzy poziomami prądu (slope [s]), – sektor 4 – zadany, podstawowy prąd spawania (is [a]), – sektor 5 – prąd w końcowej fazie spawania (i-e [%], t-e [s]), – sektor 6 – gaz po spawaniu. synchronizacja ruchu roboczego ze zmodyfikowaną pracą źródła zaprogramowana została w robocie irp-6. rys. 2. programowany w źródle spawalniczym cykl spawania mig cmt z zaznaczonymi kierunkami regulacji fig. 2. the programmable mig cmt welding current cycle. arrows show the possibility of regulation ostatecznie, w układzie sterującym robot zaprogramowano następujący, nadrzędy cykl roboczy spawania, wykorzystujący cykl zaprogramowany w samym źródle (przedstawionym na rys. 2): – wy [6] = 1 – start spawania (strzałka start na rys. 2) – „czekaj na we [2] = 1” – czekanie na sygnał z czujnika źródła, potwierdzający zajarzenie łuku, – alternatywnie do punktu 2 „czekaj na we [11] = 1” – czekanie na sygnał z czujnika kontaktronowego potwierdzającego pojawienie się prądu w obwodzie spawania, – „czekaj czas 0,2 ÷ 0,5 s” – opcjonalnie, spawanie w bezruchu poprzedzające ruch roboczy; w takim wypadku sektory 2 i 3 cyklu programowanego w źródle (rys. 2) mogły być realizowane (w całości lub częściowo) przed rozpoczęciem ruchu roboczego, – „poz lin…” – ruch roboczy robota wzdłuż złącza (prędkość spawania programowano jako % prędkości odniesienia – tu 500 mm/s) – wy [6] = 0 – stop spawania (strzałka stop na rys. 2) program badań zakładał wykonanie szeregu spoin przy różnych parametrach procesu, obejmujących zmiany parametrów podstawowych (prądu spawania is, napięcia łuku uł, prędkości podawania drutu elektrodowego vdr, prędkości spawania vsp) oraz specjalnych, związanych z cyklem przedstawionym na rys. 2. w tablicy ii zestawiono szczegółowe parametry spawania odmianą mig cmt, obrazujące przyjęte kierunki zmian. spawano w pozycji podolnej. kąty pracy i posuwu elektrody 90°. wolny wysuw drutu lw 15,6 mm (próby 1÷4) i 11,2 mm (pozostałe). w tablicy wyróżniono próby szerzej omówione w dalszej części artykułu. 74 przegląd spawalnictwa vol. 87 10/2015 próba nastawa grubości ≠ szczelina parametry źródła robot funkcje początkowe i końcowe cyklu (rys. 2) is uł vdr vsp spaw. w miejscu i-s t-s i-e t-e slope [mm] [mm] [a] [v] [m/min] [mm/s] [s] [%] [s] [%] [s] [s] 1 1,6 85,0 12,9 5,6 20,0 0 2 1,0 3 0 140 0,1 0 0,1 4 5 15,0 6 1,0 71 2,0 80,0 15,0 3,8 8 1,6 1,02 85,0 12,9 5,6 9 0,7 10 16,5 0,3 11 12 0,52 13 15,0 14 0 0 0 153 160 1,0 0,7 163 0,5 17 0 18 2,0 0,52 93,0 13,3 6,0 0 60 50 0,5 napoina 19 napoiny przy obniżonych parametrach (nieklasyfikowane) 20 2,0 napina 93,0 13,3 6,0 15,0 0 0 21 1,0 65,0 12,5 4,0 22 1,6 85,0 12,9 5,6 234 0,52 245 0,82 10,0 15,0255 1,0 0,52 265 uwagi: 1 parametry synergiczne dla cmt puls i materiału alsi5, 2 uszczelnienie rowka od strony grani, 3 przesunięcie osi elektrody, 4 zmienny lw od 7,7 mm do 13,3 mm przez pierwsze 17 mm złącza, 5 jak w 4 w połączeniu ze zmianą prędkości spawania od 10,0 do 15,0 mm/s tablica i. parametry prób dobrane na podstawie programu synergicznego źródła tps 2700 cmt (fronius) table i. welding parameters selected from the synergic tps 2700 cmt power source programme wstępne wyniki spawania złącza uzyskiwane podczas pierwszych prób odznaczały się szeregiem wad i niezgodności, zarówno w fazie początkowej (braki wtopienia) jak i końcowej (przepalenia, kratery w miejscu końcowego jeziorka). podczas próby nr 8 (rys. 3) włączono funkcję hot start (prąd i-s / t-s w początkowej fazie spawania 140 % w stosunku do prądu zadanego przez 1 s), dynamika przejścia pomiędzy poziomami prądu slope ustawiona na poziomie 0,1 s, a funkcja zamykania krateru (prąd w końcowej fazie spawania i-e / t-e) została wyłączona. start ruchu roboczego następował od razu po potwierdzeniu zajarzenia łuku. złącze wykonano ze szczeliną 1 mm. w początkowej fazie spoina ma nadmierny nadlew i brak jest wtopienia. w dalszej części pojawia się przewężenie spoiny oraz jej nieciągłość. dodatkowo, podczas spawania zaobserwowano w tym miejscu niestabilne zachowanie łuku spawalniczego. okazało się, że jest to miejsce przejścia prądu od wartości początkowej (i-s 140% przez 1 s z prędkością 15 mm/s) do wartości prądu bazowego. podejrzenie padło na zbyt krótki czas przejścia pomiędzy poziomami prądu slope. zmiana prądu ze 140 % do poziomu podstawowego w czasie 0,1 s skutkowało niemal chwilowym zatrzymaniem podawania drutu. to z kolei zaburzało jarzenie się łuku i uniemożliwiało wykonanie poprawnej spoiny. wobec nie ustawienia obniżonej wartości prądu końcowego (i-e, t-e), na końcu spoiny powstało przepalenie. zmiana czasu przejścia pomiędzy poziomami (slope) z 0,1 na 0,7 s spowodowała płynne przejście od wartości początkowej (podwyższonej) do podstawowej i znacznie lepszy obraz lica spoiny (próba nr 9, rys. 4). niestety, nadal w początkowej fazie brak jest przetopu (rys. 5). bez zmian pozostało również końcowe przepalenie. 75przegląd spawalnictwa vol. 87  10/2015 rys. 3. próba nr 8. lico spoiny w fazie początkowej i końcowej fig. 3. sample no. 8. weld bead 1beginning of a weld, 2end of a weld rys. 4. próba nr 9. lico spoiny fig. 4. sample no. 9. weld bead rys. 5. próba nr 9. grań spoiny fig. 5. sample no. 9. weld root w celu uzyskania poprawnego wtopienia w początkowej fazie spawania dodatkowo zaprogramowano opóźnienie startu ruchu roboczego po sygnale potwierdzającym zajarzenie łuku (poprzez wejście nr 11) na 0,2 s (próba nr 10 na rys. 6). krótkotrwałe, wstępne jarzenie się łuku w bezruchu podgrzewa materiał i zapewnia poprawne wtopienie spoiny. przejście pomiędzy prądem początkowym a wartością podstawową nadal jest płynne i estetyczne. przepalenie pojawiło się nieco wcześniej, najprawdopodobniej wskutek zwiększonej ilości ciepła dostarczonego w początkowej fazie spawania. rys. 6. próba nr 10. lico spoiny fig. 6. sample no. 10. weld bead w ramach kolejnych prób zmniejszono szczelinę do 0,5 mm (próba nr 12 na rys. 7 i 8). wyeliminowało to problem przepaleń, a zakończenie spoiny odznaczało się dobrym wyglądem, zarówno od strony lica (jednak z wydłużonym, końcowym kraterem), jak i grani. ponownie pojawił jednak się problem z wtopieniem w początkowej fazie spoiny. rys. 7. próba nr 12. lico spoiny fig. 7. sample no. 12. weld bead rys. 8. próba nr 12. grań spoiny fig. 8. sample no. 12. weld root w ramach kolejnych prób m.in. dodatkowo włączono funkcję „zamykania krateru”, polegającą na zadaniu obniżonego poziomu prądu końcowego i-e (ustawiono 50%) w zadanym czasie (ustawiono t-e na 0,5 s). uzyskana napoina (próba nr 18) ujawniła kolejny problem – po sygnale stop spawania (rys. 2), a więc po zatrzymaniu ruchu robota, następowała trwająca 0,7 s faza przejścia pomiędzy poziomami (slope) oraz faza prądu końcowego (50% przez 0,5 s). spowodowało to przepalenie napoiny. na podstawie badań wizualnych do dalszych badań metalograficznych wytypowano próby nr 10 (rys. 6) i 12 (rys. 7). w celu przygotowania próbek do badań mikroskopowych otrzymane złącza przecięto mechanicznie prostopadle do osi spoiny w dwóch miejscach: około 5 mm od początku spoiny (w obszarze zajarzania łuku) i w połowie złącza (w obszarze stabilnego procesu). tak pobrane próbki wyszlifowano i wypolerowano, następnie trawino nitalem przez około 30 s. uzyskane zgłady metalograficzne obserwowano na mikroskopie optycznym z cyfrową rejestracją obrazu (rys. 9 i 10). przeprowadzona analiza makroskopowa otrzymanych połączeń pozwala stwierdzić, że otrzymane złącza wolne są od pęknięć, zaś strefa wpływu ciepła ma podobną wielkość dla wszystkich dla poszczególnych próbek, co wynika z wysokiego współczynnika przewodzenia ciepła magnezu. otrzymane różnice między kształtem spoiny w na początku procesu spawania i w trakcie jego trwania potwierdziły występowanie pewnych niestabilności w fazie zajarzania rys. 9. próbka nr 10 makrostruktura spoiny x25, a) początek spoiny, b) środek spoiny fig. 9. sample no. 10 macrostructure of the weld x25 a) beginning of a weld, b) a weld a) b) rys. 10. próbka nr 12 makrostruktura spoiny x25, a) początek spoiny, b) środek spoiny fig. 10. sample no. 12 macrostructure of the weld x25 a) beginning of a weld, b) a weld a) b) 76 przegląd spawalnictwa vol. 87 10/2015 łuku. mogą one być spowodowane brakiem wstępnego podgrzewania próbek, bądź niewydolnością układu regulacyjnego urządzenia spawającego. niestabilności te objawiają się zaburzeniami kształtu w obszarze grani. podsumowanie wykonane badania potwierdziły dane literaturowe, że magnez jest materiałem trudno spawalnym, wrażliwym nawet na minimalną zmianę parametrów procesu spawania. nawet zastosowanie zaawansowanych funkcji urządzenia nie pozwoliło w trakcie tych badań na wyeliminowanie niekorzystnego kształtu spoiny w początkowej fazie spawania. ważna rolę na jakość uzyskanych złączy odgrywa także położenie względem siebie krawędzi łączonych materiałów, zmiana szczeliny o 0,5 mm powodowała przepalenie, bądź brak przetopu. przedstawione w pracy badania mają charakter wstępny i wymagają dalszego ich prowadzenia w celu wyeliminowania niekorzystnych efektów zmiany geometrii spoiny w różnych fazach procesu spawania. literatura [1] kolasa a., cegielski p., sarnowski t. „krajowe stanowisko zrobotyzowanego spawania metodą mig/mag.” przegląd spawalnictwa 12/1998, str. 3-6 [2] cegielski p. „synchronizacja spawania mig/mag z ruchem roboczym” przegląd spawalnictwa 2/2015, str. 55-57 [3] trans synergic, trans puls synergic 2700/4000/5000. instrukcja obsługi. fronius [4] kołodziejczak p., kolasa a., skrzyniecki k., cegielski p. „spawanie stopu magnezu z grupy am metodą mig”, przegląd spawalnictwa 11/2013, str. 36-40 [5] mordike b.l., ebert t.: magnesium. properties applications potential. material science and engineering, a302, 2001, pp. 37-45. [6] l. tuz, p. kołodziejczak, a. kolasa, struktura złączy stopów az91 i am-lite wykonanych metodą tig, przegląd spawalnictwa 12/2010, s. 37-41 [7] p. kołodziejczak, w kalita: properties of co2 laser-welded butt joints of dissimilar magnesium alloys, jurnal of materials pocessing technology, 01/ 2009, 1122-1128 [8] l. kwiatkowski, m. grobelny, w. kalita, p. kołodziejczak, corrosion properties of the butt-welded joints of laser welded mg alloys, inżynieria powierzchni 2a-2005, s. 191-197. [9] l. tuz, p. kołodziejczak, a. kolasa, zgrzewanie tarciowe metodą fsw stopów magnezu az91 i am-lite, przegląd spawalnictwa 11/2009, s. 41-44 200702_pspaw przegląd spawalnictwa 2– 3/2007 11 streszczenie w ramach dyskusji nad stanem i perspektywami rozwoju spawalnictwa, w artykule przedstawiono jeden z istotnych kierunków rozwoju, dotyczący sterowania i mechanizacji bazującej na tradycyjnych metodach spawalniczych. współczesne tendencje rozwoju mechanizacji przekształcają tę gałąź inżynierii spawalnictwa w nowy twór, który nazwano umownie systemami spawalniczymi. w artykule, w formie omówiono takie koncepcje sterowania systemów spawalniczych, jak: sterowanie synergiczne, systemy obsługi spawarek kompaktowych, koncepcje zupełnej automatyzacji oraz optymalizacji systemu spawalniczego. pokazano, na przykładzie problematyki osłony łuku, formułowanie rozwiązań możliwych do implementacji w rozwijanych koncepcjach sterowania systemów spawalniczych. abstract the work presents one of the vital development trends as regards control and mechanization, which is based on traditional welding techniques. this work is a contribution to the discussion on the state and perspectives of the welding technology advancement. the contemporary development trends in mechanization transform this branch of welding engineering into something new, which is conventionally called welding systems. in a popular scientific style, the work describes such concepts of welding systems control as: synergetic control, compact welders operation systems, complete automation and optimization of a welding system concepts. formulating of solutions feasible to implement in the developed concepts of welding systems control are presented on the example of arc shield issue. wstęp nie szokują już poglądy wyrażane w ramach dyskusji milenijnej nad rozwojem spawalnictwa, jak przykładowo w pracy [1], w której stwierdzono, że „spawalnictwo stało się w przemyśle światowym podstawową i jedną z najnowocześniejszych technologii łączenia materiałów”. nie szokują, bo przygotowywano nas do tego faktu już dużo wcześniej. autorowi na myśl przychodzi wypowiedź prof. araty, dyrektora instytutu badawczego spawalnictwa w osace. profesor arata już 1987 roku (podczas uroczystości nadania mu tytułu doktora honoris causa politechniki warszawskiej) powiedział „...nowoczesne procesy przetwarzania materiałów zrodziły się spontanicznie ze zgromadzonych i zintegrowanych wyników studiów podstawowych nad inżynierią spawalnictwa w ciągu ostatnich dziesięciu lat. spawalnictwo staje się typową nauką interdyscyplinarną i odgrywać będzie ważną rolę w rozwoju innych badań. możemy powiedzieć, że nauka ta wyrosła z konwencjonalnego spawalnictwa jako trzonu utworzonego na podstawie importowanej technologii w nowy trzon zdolny do ekspor tu na inne dziedziny różnych owocnych osiągnięć” [2]. inżynieria spawalnictwa wypracowała w swojej historii nowożytnej setki procesów i metod spawalniczych, opracowała również szereg technik pokrewnych. dlatego na przełomie wieków i tysiąclecia stawiano jedno z bardziej intrygujących pytań – „czy rozwój spawalnictwa będzie polegał na dalszym wynajdowaniu coraz to nowszych procesów i metod spawalniczych, czy zaobserwuje się jakiś inny strategiczny cel rozwoju? autor w ramach uzasadnienia własnych badań brał udział w kilku programach dotyczących strategii rozwoju procesów spawalniczych i metod badań nieniszczących. w artykule omówiono wypracowywane kierunki rozwoju spawalnictwa, nie tylko w pryzmacie własnej specjalizacji, ale szerzej – kierunki globalne, które można określić mianem koncepcji sterowania współczesnych systemów spawalniczych. kierunki rozwoju spawalnictwa – metody czy sterowanie na jednym z seminariów (warszawa, 2001) nt. „stan i perspektywy rozwoju spawalnictwa w świecie – współpraca niemiec z polską” zadano głównemu prelegentowi prof. ulrichowi dilthley’owi, dyrektorowi instytutu spawalnictwa politechniki w akwizgranie pytanie – jaki widzi kierunek dalszego rozwoju spawalnictwa? odpowiedź była prosta i oczywista, ale zaskakująca. profesor dilthley odpowiedział – „dalszy rozwój spawalnictwa, to ścisłe powiązanie dotychczas opracowanych metod spawalniczych z metodami badań nieniszczących oraz rozwój tych metod rozumiany jako coraz większy udział elektroniki w ich sterowaniu”. a więc nie rozwój metod, a unowocześnianie starych, znanych procesów spawalniczych (nowe, współcześnie rozwijane metody, jak: spajanie fsw oraz odmiany spawania laserowego uznaje się za wyjątki potwierdzające regułę). dla ukierunkowania rozważań, zauważono, że współczesna tendencja spawalnictwa światowego – w zakresie systemów wytwarzania – wykorzystuje techniczne rozwiązania elektroniki, informatyki i cybernetyki. na tej bazie formułuje się strategie rozwoju procesów spawalniczych zupełnie odmienne od spawalnictwa tradycyjnego. strategie takie wyznaczają przykładowo: tematyka komisji xii mis-u w sformułowaniu „rozwój urządzeń kontrolno-sterujących dla robotów i wyposażenia spawalniczego oraz możliwości programowania w systemie off-line”, idea „total automation in joining” przedstawiona przez g. bolmsjö na forum europejskich inicjatyw badawczych w ramach działalności jom institute oraz koncepcja optymalizacji procesu wytwarzania konstrukcji spawanej przedstawiona podczas sesji plenarnej 15-tej światowej konferencji badań nieniszczących wcndt. w literaturze [3, 4] autor dokonał wybiórczej analizy stanu zagadnienia i uznał za najbardziej doniosłe w rozwoju sterowania procesów, i systemów spawalniczych następujące koncepcje: synergia, systemy sterowania spawarką, koncepcja zupełnej automatyzacji, optymalizacja systemu spawalniczego. koncepcje sterowania współczesnych systemów spawalniczych concepts of control in the contemporary welding systems zbigniew szefner dr inż. zbigniew szefner – politechnika szczecińska. przegląd spawalnictwa 2–3/200712 w niniejszym artykule rozwija się problematykę współczesnego spawalnictwa bardziej szczegółowo w formie popularno-naukowego opisu wybranych koncepcji. synergia w spawalnictwie duża liczba zmiennych, właściwa współczesnemu procesowi spawania stanowi zasadniczą przeszkodę w posługiwaniu się nowoczesnymi urządzeniami. dodatkowo, wprowadzanie przez operatora danych wiąże się z błędami technologicznymi. świadomość tych trudności skłoniła konstruktorów do zastosowania tzw. synergicznego systemu sterowania. przez to pojęcie rozumie się sterowanie spawarek polegające na odpowiednim sprzężeniu wszystkich wielkości determinujących proces technologiczny celem jego właściwej realizacji. ma on na celu odciążenie operatora od podejmowania złożonych, a przy tym subiektywnych decyzji. pozostawia mu się tylko ograniczoną możliwość dostosowania procesu do własnych indywidualnych przyzwyczajeń lub technik, które jednak nie wpływają ujemnie na dobór parametrów spawania. w rezultacie sterowanie procesem sprowadza się do tzw. „jednogałkowej regulacji” zmiennych technologicznych [5]. ideę synergii w spawalnictwie oddaje najlepiej rysunek 1, który jest nieco zmodyfikowanym „historycznym diagramem”, przedstawionym w 1988 roku na prospektach i dokumentach instruktażowych firm esab i aga. teoretycznie, sterowanie synergiczne w spawalnictwie mogło być realizowane po opracowaniu modeli zjawisk w przestrzeni międzyelektrodowej, a szczególnie – procesu przenoszenia metalu z elektrody podawanej ze stałą prędkością do jeziorka spoiny. techniczne warunki realizacji sterowania synergicznego powstały po zastosowaniu prądu pulsacyjnego do spawania, przy możliwości regulacji czasu przepływu prądu impulsu i wartości prądu bazowego, przy stabilizowanym napięciu zasilania łuku oraz, przy równoczesnym sterowaniu stabilizowaną prędkością podawania drutu elektrodowego. wszystko to przy określonych warunkach stałych, takich jak: średnica drutu elektrodowego, materiał elektrody i skład mieszanki gazowej. tradycyjnie, w spawalnictwie przyjmuje się, że proces spawania elektrodą topliwą w osłonie gazów jest określony przez dwie podstawowe zależności [6]: • prądu spawania w funkcji prędkości podawania elektrody. przy tym dla stabilności procesu wymaga się, aby wartość prędkości podawania elektrody była równa prędkości jej stapiania, która jest już właściwością spoiwa, • napięcia łuku w funkcji prądu spawania (rys. 1). o zjawiskach zachodzących w łuku, a przede wszystkim o jego stabilności, decyduje moc doprowadzona do przestrzeni międzyelektrodowej (obszar zakreskowany na rys. 1) i prąd spawania, od którego zależy prędkość stapiania się elektrody. występuje tu również, wspomniana wcześniej, zależność pomiędzy prądem i napięciem. wynika z tego, że równaniem wiążącym wszystkie czynniki wpływające na jakość procesu spawania jest zależność p = f(i) wynikająca z iloczynu p = u·i [6]. ostatnią zależność przyjęto jako matematyczny warunek synergicznego układu sterowania procesem spawania. prąd i jest zmienną niezależną, natomiast moc p (rys. 1) jest zmienną zależną, której wartość decyduje o spełnieniu warunku – stabilności procesu. do realizacji sterowania synergicznego w praktyce jest stosowany układ przedstawiony na rysunku 2. podstawową częścią układu jest regulator mikroprocesorowy, którego zadaniem jest wypracowanie sygnału błędu sterującego zasilacz tranzystorowy. sygnałem tym jest różnica pomiędzy wielkością odniesienia obliczoną z „punktu optymalnego” a wielkością sprzężenia zwrotnego, wyliczoną jako iloczyn rzeczywistych wartości napięcia i natężenia prądu spawania. jeden ze schematów funkcjonalnych, realizujący zasadę sterowania synergicznego wg zasady rysunek 1 pokazano na rysunku 3. w synergicznym układzie sterowania procesami spawania, wykorzystującym funkcje p = f(i) jako algorytm sterowania parametrami zadawanymi są: prędkość podawania drutu elektrodowego, średnica drutu elektrodowego, materiał elektrody, rodzaj mieszanki gazowej. dla każdej nastawionej wartości prędkości podawania drutu, regulator synergiczny ustala: wartość prądu impulsów i prądu bazowego, czasy przepływu prądu impulsu, i prądu bazowego występującego pomiędzy impulsami oraz napięcie łuku, tak aby w czasie spawania był utrzymywany stabilny łuk, i natryskowe przechodzenie metalu. implementacja idei sterowania synergicznego do elektroenergetycznych układów urządzeń spawalniczych pozwoliła na dalszy rozwój sterowania współczesnych spawarek, z możliwością optymalizacji. optymalizacja procesu spawania w czasie rzeczywistym i możliwości programowania spawarek, w języku spawalniczym określane mianem implementacji wps-ów, pozwoliła na rozwój tzw. „systemów obsługi spawarki”. energia właściwa ściegu/spoiny napięcie łuku punktu stabilnego procesu spawania punkt optymalny procesu spawania położenie zależne od materiału rodziego i gazu osłonowego sterownik synergiczny "automatycznie" ustawi praidłową wartość prądu spawania nachylenie krzywej zależne od materiału rodzimegooraz średnicy drutu elektrodowego rys. 1. istota sterowania synergicznego; na podstawie materiałów źródłowych fi rm esab i aga rys. 2. synergiczny układ sterowania procesem spawania metodą mig; mp – sterownik mikroprocesorowy, ui – sygnał napięcia łuku, z – zasilacz tranzystorowy, p – podajnik, is – sygnał sterujący natężenia prądu spawania, rb – bocznik prądowy, us – sygnał sterujący [6] rys. 3. schemat funkcjonalny synergicznego prostownika mikroprocesorowego realizującego program sterowania według funkcji p = f(i); z – zasilacz, 1 – wzmacniacz operacyjny, uł – napięcie łuku, i – prąd spawania [6] przegląd spawalnictwa 2– 3/2007 13 sterowanie współczesnych spawarek w literaturze [6] podano „można zauważyć występowanie swego rodzaju sprzężenia zwrotnego między rozwojem elektronicznie sterowanych maszyn i urządzeń a rozwojem zastosowań technologii spawalniczych. oznacza to, że rozwój elektronicznych układów sterowania tworzy warunki do nowych zastosowań technologii spawalniczych ..., a rozwój technologii spawania stawia coraz większe wymagania elektronicznym układom sterowania i regulacji. urządzenia spawalnicze stają się więc coraz bardziej skomplikowanymi maszynami sterowanymi za pomocą systemów komputerowych. elektronika stwarza coraz większe możliwości: ... automatyzacji procesów spawalniczych przy ścisłej kontroli zachowania optymalnych parametrów” (e. dobaj, „maszyny i ...”[6]). analogicznie dzieje się z komputerami osobistymi, oprogramowanie stwarza coraz to większe wymagania w zakresie hardware'owym, z kolei rozwój elektroniki umożliwia ciągły rozwój oprogramowania. z teoretycznego punktu widzenia systemy sterowania urządzeniami spawalniczymi skłaniają do spojrzenia na obserwowane zjawiska w rozwoju sprzętu spawalniczego właśnie od strony informatyki. stąd można mówić o systemach sterowania procesem spawania, a w zakresie węższym, dotyczącym zasilaczy – o systemach sterowania spawarkami. stosując analogię komputerową, można powiedzieć, że systemy sterowania spawarkami składają się z układu sterowania opartego o elektroniczne i energoelektroniczne podzespoły, stanowiące hardware spawarki oraz software'owego oprogramowania. przyjętą w pracy terminologię i strukturę systemu sterowania ilustruje rysunek 4, na którym przedstawiono architekturę systemu sterowania współczesnych spawarek inwertorowych. zastosowanie w spawarkach mikroprocesorów pozwala na ukazanie pełnej analogii w oprogramowaniu do systemów komputerowych. w spawarkach sterowanych mikroprocesorami wyróżnić można dwa systemy oprogramowania. pierwszym jest oprogramowanie odpowiedzialne za sterowanie parametrami spawania; właśnie w takim ujęciu możemy mówić o systemach sterowania zasilaczy, np. według podziału podanego w pracy [7]. analogiem tego oprogramowania w pc-tach jest system operacyjny, np. dos. w bardziej rozwiniętych spawarkach spotkać można tzw. nakładkę na system operacyjny, czyli oprogramowanie systemowe, wg schematu rysunku 4, pozwalające na bardziej przyjazne komunikowanie się urządzenia z operatorem-spawaczem. ono to stanowi trzon systemu obsługi spawarki. o ile dwa pierwsze, wspomniane wyżej, elementy systemu sterowania spawarkami, zwłaszcza wielofunkcyjnymi (kompaktowymi), spełniają pewne zasady stosowane przez wszystkich producentów i dają się sklasyfikować, o tyle nakładki charakteryzują się dużą dowolnością, i oryginalnością rozwiązań. z tego względu systemy obsługi spawarki stanowią niejako wizytówkę producenta [8]. jako przykład przedstawiono system sterowania spawarki kompaktowej 400 sem. jej wyróżnikiem jest właśnie sposób komunikowania się systemu sterowania spawarki z użytkownikiem. system sterowania komunikuje się z użytkownikiem poprzez nakładkę programową, którą producent określa mianem sterowania monitorowego i oznacza symbolem fabrycznym mws-control (monitor welding system-control). idea systemu monitorowego sterowania procesem spawania mws nawiązuje do nakładek graficznych dostępnych dla pc-tów, takich, jak gem firmy digital research czy bardziej rozpowszechnionej – windows firmy microsoft. producent zatroszczył się również o urządzenie odpowiadające komputerowej „myszce”. nakładkę typu windows tworzy ekran ciekłokrystaliczny z okienkami. każde okienko można uaktywnić. uaktywnione okienko jest podświetlane. natomiast rolę myszy w systemie mws pełnią trzy pokrętła, czyli selektory: funkcja, wartość i łuk. selektorem funkcja uaktywnia się poszczególne pola ekranów systemu. z kolei, selektorem wartość dokonuje się zmiany wartości uaktywnionych funkcji systemu sterowania, rozwija podmenu oraz zatwierdza wpisane wartości. wreszcie trzeci selektor oznaczony mianem łuk pozwala, w dowolnej chwili, niezależnie od położenia dwóch pierwszych, na zmianę napięcia łuku podczas spawania metodami mig/mag-puls oraz mig/mag standard, a podczas spawania metodą tig ac (prądem przemiennym) – na eliminację składowej stałej prądu spawania. rys. 4. struktura systemu sterowania współczesnych spawarek z zasilaczem inwertorowym; sos – system obsługi spawarki rys. 5. płyta czołowa systemu sterowania mws-control spawarki kompaktowej 400 sem rys. 6. obraz podstawowy metody spawania mig/mag-puls systemu mws-control spawarki kompaktowej 400 sem u k ła d s te r o w a n ia s y s te m s te r o w a n ia p r o c e s e m s p a w a n ia u r zą d ze n ia p e r yf e r yj n e s y s te m s te r o w a n ia ł u k ie m s o s s y s te m s te r o w a n ia s p a w a r k ą zespoły energoelektroniczne zasilacza sterownik regulator jednostka centralna jednostka sterują ca pamięć operacyjna rom cpu (mikroprocesor) urzą dzenia we wy pulpit wyś wietlacz druk s p r z ę g mikrorozkazy j. wewnę trzny system operacyjny nakładki systemowe oprogramowanie operator spawacz mig/mag imp v2a 1,2 arg + 2,5% co2 4ta + h i-max u pulsu 100 % f 100 % p 100 % u-100% posuw prad napiecie 278 0 m/min a v pulspuls opd4 5 89 % 11,0 p 0 drutu spawania spawania przegląd spawalnictwa 2–3/200714 sterowanie spawarką przy wykorzystaniu nakładki mws jest bardzo przyjazne dla operatora-spawacza. polega na uaktywnianiu kolejnych okienek obrazu podstawowego danej metody oraz dokonaniu zmian. podczas tych operacji na ekranie systemu mws przez cały czas widoczne są wszystkie ustalane parametry charakterystyki spawania. po załączeniu urządzenia jako pierwsze ukazuje się „menu” metod spawania z podświetloną nazwą tej metody spawania, która była ostatnio używana (rys. 5). jeżeli nie zostanie dokonana żadna zmiana selektorami funkcja/wartość, to system mws po kilku sekundach wyświetli obraz podstawowy aktywnej metody spawania, którego wygląd dla metody mig/mag-puls przedstawiono na rysunku 6. mając obraz podstawowy przedstawiony jak na rysunku 6, można poprzez obrót pokrętła funkcja uaktywnić pole wyboru rodzaju drutu elektrodowego i typu gazu ochronnego, a selektorem wartość wybrać każdą z 28 na stałe zaprogramowanych kombinacji drut-gaz ochronny. wybór kombinacji drut-gaz pozwala na ustawienie w systemie obsługi spawarki odpowiedniej charakterystyki spawania. właściwy wybór kombinacji spawalniczej jest bardzo ważny i krytyczny w systemie obsługi spawarki, gdyż na jej podstawie procesor ustawia pozostałe parametry procedury spawania. w przypadku stosowania innych kombinacji drut-gaz, nie ujętych w pamięci mws, system wymaga „ręcznego” programowania charakterystyki spawania i jej zapamiętania. później można, w dowolnej chwili, wywołać z pamięci systemu tak ustawioną własną procedurę. warto zauważyć na obrazie podstawowym na rysunku 6, że ręczne programowanie, poprzez kolejne podświetlenia okienek, umożliwia niezależne ustawienie wartości następujących parametrów: 1. prędkości podawania drutu elektrodowego (posuw drutu). 2. prądu impulsu (i-max), 3. częstotliwości impulsowania (f), 4. czasu trwania impulsów (p), 5. napięcie łuku (u pulsu), 6. nachylenia czoła impulsów (puls ↑), 7. nachylenia grzbietu impulsów (puls ↓). ręczne programowanie pozwala na ustawienie wszystkich stosowanych w zaawansowanej technice spawalniczej parametrów energetycznych łuku, które umożliwiają definiowanie wielkości kropli, częstotliwości przechodzenia kropli oraz energii liniowej procesu spawania, realizując tym samym podstawowe zalety spawania metodą mig/mag-puls. koncepcja zupełnej automatyzacji spawania koncepcja „total automation in joining”, czyli zupełnej automatyzacji łączenia została przedstawiona przez prof. gunnara bolmsjö na forum europejskich inicjatyw badawczych w ramach działalności jom institute w 1992 roku. według prof. bolmsjö, total automation in joining jest koncepcją globalną, która odnosi się do wszystkich procesów łączenia materiałów. jej cechą jest globalne powiązanie i automatyzacja wszystkich niezbędnych działań techniczno-organizacyjnych związanych z łączeniem materiałów. koncepcja ujmuje trzy problemy, a mianowicie: (i) planowanie i przygotowanie procesu łączenia, inaczej – projektowanie technologii, (ii) sterowanie, w tym również kontrolowanie procesu łączenia w czasie rzeczywistym oraz (iii) programowanie zapewnienia i kontroli jakości w układzie sprzężenia zwrotnego. przy czym, zagadnienie (i) rozumiane jest jako opracowanie algorytmu i programu informatycznego procesu łączenia, tak pod względem technologii, jak i geometrii oraz trajektorii. pojęcia „geometrii i trajektorii” problemu projektowania technologii oznaczają w kolejności zagadnienia: kształtowania i wymiarowania materiału rodzimego oraz kinetyki urządzeń spawalniczych, w tym trajektorii uchwytu spawalniczego. z kolei, układ sprzężenia zwrotnego z zagadnienia trzeciego zawiera, według koncepcji prof. g. bolmsjö, aspekty „sztucznej inteligencji” rozumianej tutaj jako możliwości „uczenia się” systemu w celu doskonalenia projektowania technologii, np. na wzór heurystyki informatycznej. głównym celem koncepcji zupełnej automatyzacji łączenia jest: • rozsądne zredukowanie czasu, środków i sił w procesach przygotowania i programowania, czyli obiektywizacja i optymalizacja projektowania technologii, • podwyższenie jakości procesów łączenia, • podniesienie elastyczności zmechanizowanych systemów łączenia materiałów. ramowy program działania systemu, a zarazem podstawowe zadania składowe koncepcji zupełnej automatyzacji łączenia przedstawiono w tablicy i. 1. planowanie procesu i procedury spajania 2. programowanie w trybie off-line 3. czujniki i systemy pomiarowe 4. sterowanie i monitorowanie w czasie rzeczywistym 5. kontrola połączeń 6. pętla sprzężenia zwrotnego tablica i. idea koncepcji taj, czyli zupełnej automatyzacji spajania wg prof. g. bolmsjö 1 projektowanie technologii 1.1 instrukcje technologiczne (wps) 1.2 programowanie "off-line" 1.3 program(y) wytwarzania wytwarzanie 2 sterowanie w czasie rzeczywistym 2.1 kontrola parametrów 3 kontrola jakoś ci złączy 4 pę tla sprzęż enia zwrotnego 1.2.1 geometria 1.2.2 trajektoria 1.2.3 technologia stop awaria 2.2 parametry technologii 2.3 parametry trajektorii programowanie zorientowane obiektowo (doskonalenie projektowania technologii)4.1 systemy "sztucznej inteligencji" rys. 7. struktura „zupełnej automatyzacji spawania” na podstawie koncepcji taj prof. g. bolmsjö przegląd spawalnictwa 2– 3/2007 15 konkretne realizacje koncepcji zupełnej automatyzacji łączenia mogą się różnić w zależności od procesu i metody łączenia materiałów. ogólny algorytm koncepcji musi pozostać identyczny i będzie zbliżony do tego, który przedstawiono na rysunku 7. w opracowaniu [9], dla odróżnienia globalnej koncepcji od rozwiązania szczegółowego przyjęto rozwiązanie szczegółowe określać mianem systemu zupełnej automatyzacji spawania, systemem zas. optymalizacja systemów spawalniczych obecnie uważa się, że w wielkoseryjnej, zautomatyzowanej lub zrobotyzowanej produkcji konstrukcji spawanych, badania nieniszczące złączy muszą być wykonywane równocześnie z produkcją. ta nowa koncepcja dla badań nieniszczących wymaga ponownego ich rozpatrzenia z punktu widzenia przydatności do badań w systemie „on-line” z czasami operacji odpowiadającymi cyklom spawania poszczególnych złączy. dla tej koncepcji spawania, rozwija się te metody kontroli, które najbardziej spełniają prognozowane wymagania zautomatyzowanych linii produkcyjnych. przewiduje się, że w liniach badań nieniszczących w trybie „off-line”, a na pewno „on-line” badania metodą prądów wirowych wyprą badania magnetyczno– proszkowe i penetracyjne, zaś komputerowo wspomagane badania ultradźwiękowe wyprą badania radiograficzne. oczywiście o kontroli wizualnej w tradycyjnym znaczeniu mowy być nie może. tak więc, w zautomatyzowanych systemach spawania największe zastosowanie będą miały następujące metody badań ndt [4]: • wspomagana komputerowo analiza obrazów złączy spawanych przy użyciu kamer cyfrowych ccd – w zakresie oględzin zewnętrznych, • badania metodą prądów wirowych z multicewkowymi głowicami – w zakresie wykrywania wad powierzchniowych i podpowierzchniowych, • komputerowo wspomagane badania ultradźwiękowe. z punktu widzenia metod ndt, tworzone wizje nowoczesnej produkcji opierające się na spawaniu spowodują brak kontroli metodami badań nieniszczących w klasycznym rozumieniu. taki przyszłościowy system wytwarzania konstrukcji spawanych został opracowany i przetestowany we francuskich zakładach lotniczych „aerospatiale matra ccr” [10]. system ten oparto o tzw. koncepcję optymalizacji systemu spawalniczego. schemat strukturalny koncepcji przedstawiono na rysunku 8. w opracowanym systemie cały potencjał ludzki jest zaangażowany w górnej warstwie wg rysunku 8, którą autorzy [10] nazywają etapem laboratoryjnego wytwarzania par tii próbnej, a który jest w istocie projektowaniem technologii spawania w nowoczesnym rozumieniu inżynierii spawalnictwa. optymalizacja systemu spawalniczego wg określenia autorów jest interaktywnym procesem różnych działań profesjonalnych, które współdziałają ze sobą. przede wszystkim, zostaje opracowana instrukcja pwps. równocześnie jednak z procesem zatwierdzania instrukcji spawania prowadzona jest analiza skłonności do wadliwości złącza spawanego. w bloku, „eksper tyzy” na rysunku 8, oprócz badań makro i mikroskopowych, badań chemicznych prowadzi się analizę współzależności pomiędzy wpływem monitorowanych parametrów spawania a wynikami badań złączy spawanych, w tym również współzależność pomiędzy sygnałami z monitorowania procesu spawania a wynikami badań nieniszczących – oceniając tzw. wrażliwość monitorowania na wadliwość złącza. najważniejszymi elementami strukturalnymi koncepcji optymalizacji systemu spawalniczego są dwa bloki wyboru, oznaczone na rysunku 8 jako „wybór 1” i „wybór 2”. oczywiście, z ekonomicznego punktu widzenia zawsze wybiera się blok „wybór 1”, tzn. proces produkcyjny bez badań nieniszczących w szczególności gdy alternatywą są badania off-line (poza linią produkcyjną). wybór taki przedstawia linia #1, prowadząca do warstwy drugiej schematu strukturalnego (rys. 8). w warstwie tej, linią przerywaną zaznaczono specyficzne sprzężenie zwrotne pomięspaw anie badania nieniszczące wybór 1 dostaw a warunki projektanta – konstruktora ekspertyzy badania mechaniczne wybór 2 spaw anie monitorowanie procesu kryterium monitorowania dostaw a spaw anie naprawa kryterium ndt kryterium naprawy złomowanie lub przerób wtórny kryterium ndt ndt „on-line” lub „off-line” ndt „off-line” monitorowanie procesu monitorowanie procesu #2 #1 tt n t n t t t n n t n wpqr n wps pwps rys. 8. system produkcji konstrukcji spawanych według idei „optymalizacji systemu spawania” – wytwarzanie bez badań ndt; na podstawie [10] przegląd spawalnictwa 2–3/200716 dzy monitorowaniem procesu a spawaniem. zapewnia ono w czasie rzeczywistym korektę parametrów spawania wg ustalonych kryteriów monitorowania i jest istotnym elementem samokontroli procesu spawania, który z tego właśnie względu nie wymaga dodatkowych badań ndt. w drugim przypadku, gdy nie można ustalić na etapie badań laboratoryjnych współzależności pomiędzy monitorowanymi parametrami spawania, a badaniami nieniszczącymi wadliwości złącza spawanego, system działa jako swoisty alarm i wybiera skrzynkę „wybór 2”, która linią # 2 prowadzi do procesu spawania z badaniami nieniszczącymi w trybie on-line, lub gdy takowe nie zostały zaimplementowane do systemu, prowadzony jest proces produkcyjny w tradycyjnym ujęciu off-line. wyrób skierowany w systemie do naprawy jest wykonywany w tradycyjny sposób z międzyoperacyjnymi badaniami techniką ndt, jak to przedstawia trzecia warstwa schematu strukturalnego (rys. 8). realizacja idei nowoczesnych systemów spawalniczych na przykładzie problemu osłony łuku o ile przedstawienie zasady sterowania synergicznego, czy też sterowania optymalnego spawarki jest w miarę proste, to opisanie procedur i implementacji sterowania systemami spawalniczymi przekracza ramy jakiejkolwiek publikacji. procedury takie są dopiero tworzone. rozwiązanie jest właściwie bardzo proste. tak jak w opisanym sterowaniu synergicznym, istota sterowania systemami spawalniczymi polega na wykorzystaniu swoistego „sprzężenia zwrotnego”. porównując schematy ideowe rysunku 7 i rysunku 8 z rysunkiem 2 oraz rysunkiem 3 łatwo dostrzega się pętle tego sprzężenia. o ile jednak, sterowanie synergiczne i optymalizacja sterowania spawarek opiera się (w zasadzie) na tradycyjnej teorii sterowania, to procedur sterowania systemów spawalniczych poszukuje się raczej w rozwiązaniach nowoczesnej heurystyki [11] i sztucznej inteligencji [12]. w procedurach sterowania systemów spawalniczych przyjmuje się również aspekt uczenia lub samouczenia się systemu, co ujęto w strukturze zas na rysunku 7. według przyjmowanych koncepcji, samouczenie się systemu ma polegać na wykonaniu kilku elementów spawanych przez system, który po samodzielnej ocenie udoskonali projekt technologii tak, aby kolejne złącza wykonywał na przyjętym (przez człowieka) poziomie akceptacji – na wzór ewolucyjnego szkolenia sieci neuronowych [11]. bardziej obrazowo, opisywany tu problem można przedstawić na przykładzie zadania dla prostej sieci neuronowej, pomysłu zaczerpniętego z pracy [11]. w wybranym zadaniu, którego ideę przedstawia rysunek 9, problem polega na znalezieniu przez sieć neuronową prostej rozdzielającej o postaci ax1 + bx2 + c = 0 tak, aby dla dowolnie wybranego obiektu p(x1, x2) sieć potrafiła zakwalifikować ten obiekt do jednego ze zbiorów: zbioru krzyżyków lub kółek. na etapie uczenia się sieci, to człowiek dokonuje oceny poprawności wyboru. gdy wybór sieci jest błędny, dokonuje ona korekty (np. odpowiednią wagą w funkcji kary) współczynników prostej rozdzielającej. w systemach spawalniczych problem jest bardziej skomplikowany. tym razem system w procesie uczenia „sam” musi rozpoznać czy obiekt p(x1, x2) należy do zbioru krzyżyków, czy kółek. po rozpoznaniu system poszukuje postaci prostej rozdzielającej, jak w prostej sieci neuronowej. bardziej szczegółowy opis kwalifikowania obiektów (spawalniczych) przedstawiono, przykładowo, w pracy [13] dotyczącej kwalifikacji i oceny niezgodności spawalniczych oraz [14] – monitorowania i oceny skuteczności osłony łuku spawalniczego. zarys rozwiązania procedur systemów spawalniczych przedstawia się na przykładzie sterowania wybranej zmiennej technologicznej, a mianowicie na przykładzie sterowania zmiennymi osłony łuku [15]. zgodnie z prezentowanymi tu schematami ideowymi systemów spawalniczych na rysunku 7 i rysunku 8, wdrożenie zagadnienia, tak wąskiego jakim jest wybór rodzaju gazu lub ustalenie wartości wydatku gazu, wymaga rozwiązań naukowo-technicznych na czterech płaszczyznach systemów (które szczegółowo wyróżniono na rys. 7). zatem dla procesu sterowania wydatkiem gazu ochronnego wymagane są rozwiązania w zakresie: 1. projektowania technologii spawania, 2. sterowania i kontroli parametrów w czasie rzeczywistym, 3. kontroli jakości złączy spawanych, 4. pętli sprzężenia zwrotnego dla skorygowania projektowania technologii. rozwiązania, o których mowa, muszą obejmować algorytmy wyboru i obliczania wartości wielkości decyzyjnych oraz urządzenia techniczne do realizacji tych algorytmów. dla dalszych rozważań należy zauważyć, że w problematyce osłony łuku strumień gazu ochronnego ujawnia w procesie spawania dwie istotne cechy, a mianowicie: stanowi atmosferę łuku spawalniczego oraz stanowi izolację przed oddziaływaniem otoczenia. oznacza to, że rozwiązanie problemu osłony łuku, w dowolnym procesie spawania, sprowadza się do ustalenia: • rodzaju gazu ochronnego, • parametrów osłony łuku. dalej, rozważania ogranicza się do procesu sterowania wydatkiem gazu ochronnego. w uproszczeniu, procedura sterowania zasadza się na trzech pojęciach teorii osłony łuku, a mianowicie: obszaru chronionego, strefy wrażliwej oraz skuteczności osłony. pierwsza wielkość – obszar chroniony – zgodnie z przyjętą definicją [16], określa warstwę osłony łuku przylegającą bezpośrednio do materiału rodzimego, dzięki której nie występuje niekorzystne oddziaływanie materii otoczenia na właściwości złącza spawanego. druga wielkość – strefa wrażliwa – określa obszar powierzchni materiału rodzimego, który wymaga izolacji przed niekorzystnym oddziaływaniem otoczenia podczas spawania [17]. wymiary strefy wrażliwej wyznacza izoterma temperatury wrażliwości [18]. z kolei, temperaturę wrażliwości materiału rodzimego traktuje się jako nową, dodatkową właściwość materiałową, która stanowi zespół danych wejściowych przy projektowaniu technologii spawania, tak jak np. skład chemiczny, czy grubość blachy. trzecie pojęcie – skuteczność osłony – wyraża wymaganie, aby charakterystyczny wymiar obszaru chronionego, np. mierzony średnicą f, był nie mniejszy od wymiaru strefy wrażliwej materiału rodzimego b, czyli f – b ≥ 0. traktując ukształtowaną osłonę łuku jako obiekt techniczny, formułuje się w oparciu o powyższą nierówność zadanie optymalizacji osłony łuku [15]. w sformułowanym zadaniu optymalizacji [15], skuteczność osłony jest ograniczeniem technologicznym, zaś funkcja celu wyraża ekonomiczną przesłankę minimalizacji kosztu całkowitego osłony łuku, którą w najdalszym uproszczeniu można sprowadzić do ax +bx +c= 0 1 2 x1 x2 rys. 9. zadanie prostej sieci neuronowej: dla dowolnie wybranego obiektu p(x1, x2) dokonać poprawnej klasyfi kacji do zbioru krzyżyków lub kółek [11] przegląd spawalnictwa 2– 3/2007 17 minimalizacji wydatku gazu ochronnego. formuła optymalizacji wiąże ze sobą trzy podstawowe wielkości osłony łuku, a mianowicie: prędkość średnią wypływu gazu z czoła dyszy, średnicę czoła dyszy oraz odległość od dyszy do powierzchni materiału rodzimego. wielkości te są wyznaczane równocześnie z poziomem wydatku gazu osłonowego dla konkretnej realizacji projektu technologii. dwie fazy systemów spawalniczych, a mianowicie 3. i 4. systemu zas (rys. 7) oraz pętla płaszczyzny 1. optymalizacji systemu spawania wg rysunku 8 są, z jednej strony, szczególnie istotnymi, a z drugiej – najbardziej enigmatycznymi płaszczyznami tych koncepcji. zwłaszcza pętle sprzężenia zwrotnego oraz moduły uczące systemu są najmniej określone, a trudności rozwiązań są zarówno natury teoretycznej, jak i implementacji utylitarnych. celem sprzężenia, jest powiązanie monitorowania procesu spawania, kontroli jakości złączy i uczenia się systemu z projektowaniem technologii w taki sposób, aby możliwe było doskonalenie procedur i programów fazy 1. z rysunku 7. na rysunku 10 podano jeden z możliwych schematów ideowych procesów monitorowania i pętli sprzężenia zwrotnego systemu podczas sterowania wydatkiem gazu osłonowego. w omawianym zagadnieniu rozwiązanie uzyskano poprzez odpowiednie opracowanie procedury optymalizacji osłony łuku. mianowicie, w kolejnych płaszczyznach systemu zas wykorzystuje się „wewnętrzne” sprzężenie zwrotne procesu optymalizacji. w uproszczeniu, realizacja sprzężenia polega na poniższych logicznych etapach rozwiązania zadania optymalizacji. na etapie projektowania technologii ustala się (z banku danych lub w oparciu o programy eksperckie) wartość temperatury wrażliwości materiału rodzimego. na tej podstawie, programowo (etap 1.3 na rys. 7), obliczany jest wymiar charakterystyczny strefy wrażliwej materiału rodzimego. w oparciu o pozostałe parametry technologiczne (etap 1.2.3) wyznaczane są parametry osłony łuku, w tym wartość wydatku gazu jako rozwiązanie zadania optymalizacji. ponieważ optymalizacja oznacza najlepszy wybór war tości wydatku gazu (również średnicy dyszy i odległości dysza-przedmiot), to zachowanie jakości złącza polega jedynie na monitorowaniu, kontroli (etapy 2.1 oraz 3) i sterowaniu (etap 2) wartości wydatku gazu ochronnego. monitorowanie to i kontrola skuteczności osłony łuku polega na próbkowaniu w czasie rzeczywistym „obiektów” procesu spawania i ich inteligentnego przetwarzania w systemie. w najprostszym przypadku obiektem próbkowania może być charakterystyka dynamiczna procesu spawania (w rzeczywistości, dokonuje się równoczesnej analizy wielu obiektów, jak przykładowo wyszczególniono na schemacie rys 10). w takim przypadku, w płaszczyźnie 1. systemu, jak na rysunku 8, należy rozpoznać wpływ skuteczności osłony na charakterystykę dynamiczną. uzyskiwane wyniki badań, przykładowo z prac badawczych w ramach opracowywanych systemów ipa lub caq [19] (systemy monitorowania w czasie rzeczywistym i komputerowo wspomagane systemy oceny jakości złączy spawanych), przedstawiono na rysunku 11. „subtelne” oddziaływanie osłony łuku na charakterystyki procesu może być następnie oceniane przez procedury np. z wykorzystaniem sieci neuronowych, jak to opisano w pracy [14]. przywołane rozwiązania jako podsystemy wchodzą w skład struktury pętli sprzężenia schematu na rysunku 10. o jakości rozwiązania – sterowania wydatkiem gazu osłonowego – decydują: istotna wartość temperatury wrażliwości, adekwatność modelu matematycznego rozkładu temperatur na materiale rodzimym podczas spawania oraz modelu matematycznego osłony łuku [20]. istotą systemu, określonego w bloku 4.1 (rys. 7) mianem „sztucznej inteligencji”, w odniesieniu do wydatku gazu ochronnego (ogólniej osłony łuku), jest pojęcie strefy wrażliwej materiału rodzimego oraz matematycznie sformułowane wymaganie skuteczności osłony w postaci wcześniej podanej nierówności. implementując do systemu zas procedury określenia wartości temperatury wrażliwości, można opracować algorytm doskonalenia projektowania technologii. doskonalenie to w przypadku sterowania wydatkiem gazu ochronnego (rys. 10) będzie ograniczało się jedynie do ustalenia skorygowanej wartości temperatury wrażliwości lub wyznaczenia jej poprawki na podstawie próbkowania obiektów systemu w czasie rzeczywistym procesu spawania. rys. 10. sieć działań „doskonalenia projektowania technologii” jako przykład rozwiązania pętli sprzężenia zwrotnego systemu zupełnej automatyzacji spawania zas rys. 11. próbkowanie procesu spawania; wpływ zanieczyszczeń gazu osłonowego [19] przegląd spawalnictwa 2–3/200718 podsumowanie przedstawione w ar tykule koncepcje systemów spawalniczych są oczywiście subiektywne i wybiórcze. globalne kierunki dalszego rozwoju spawalnictwa (zarówno w zakresie nowych metod i sterowania) są przedmiotem programów międzynarodowego instytutu spawalnictwa, europejskiej federacji spawalniczej oraz placówek naukowych i naukowobadawczych. stanowią również tematykę specjalnych seminariów spawalniczych. o strategiach rozwoju spawalnictwa, publicznie wypowiadają się dyrektorzy instytutów spawalnictwa. za podsumowanie stanu i perspektyw rozwoju spawalnictwa niech posłużą poniższe cytaty: „rozwój w metodach spawalniczych dotyczy, przede wszystkim doskonalenia wcześniejszych osiągnięć, a w znacznie mniejszym stopniu nowości”. prof. jan pilarczyk, dyrektor instytutu spawalnictwa w gliwicach [21] „zwiększenie jakości i zdolności roboczej konstrukcji spawanych nierozłącznie wiąże się z doskonaleniem tak ważnego i pracochłonnego procesu, jakim jest nieniszcząca kontrola jakości połączeń spawanych”. „spawalnicy nie zdołali jeszcze opanować jednego ze szczytów techniki inżynierskiej – budowy samolotów dla lotnictwa cywilnego. nitowanie ciągle uważane jest za pewniejsze od spawania. „... „aby z należytą skutecznością stosować spawanie w budowie samolotów ..., w pierwszej kolejności należałoby zmienić konstrukcję samolotów z uwzględnieniem specyfiki zmechanizowanych i automatycznych metod spawania”. prof. b. e. paton, dyrektor instytutu spawania elektrycznego im. e. o. patona [22] omówione w artykule koncepcje wymagały i nadal wymagają opracowań naukowych i wdrożeniowych oraz implementacji, i walidacji w procesach spawalniczych takich elementów wiedzy, jak: • mechanizacja i robotyzacja prac spawalniczych w zakresie trajektorii. • elektroenergetyczne systemy sterowania spawarkami i procesami spawalniczymi. • systemy caq (iap) w zakresie monitorowania procesów spajania i systemów kontroli złączy spajanych. • caw (komputerowego wspomagania procesów spawalniczych) w zakresie projektowania i optymalizacji technologii. w artykule wykorzystano materiały i własne doświadczenia z programów badawczych fi nansowanych przez fi rmę elektra backum polska oraz programu tempus fi nansowanego z projektu ib_jep 14043-99. [11] michalewicz z., fogel d., b.: jak to rozwiązać czyli nowoczesna heurystyka, wnt, warszawa, 2006. [12] chromiec j., strumieczna e.: sztuczna inteligencja. metody konstrukcji i analizy systemów eksperckich, akademicka oficyna wydawnicza plz, warszawa, 1994. [13] nafaâ n., redouante d., amar b.: weld defect extraction and classification in radiographic testing based artificial neural networks, 15-th word conference on non-destructive testing, rome, italy, 15–21 october, 2000, cd-file\idn575.htm. [14] luksa k.: wykrywanie braku osłony gazowej łuku w metodzie gma na podstawie wyników monitorowania procesu spawania, przegląd spawalnictwa, nr 4/2002. [15] szefner z.: automatyzacja procesów spawalniczych. koncepcja zupełnej automatyzacji na przykładzie problemu gazu ochronnego. biuletyn instytutu spawalnictwa, nr 5/1995. [16] szefner z.: podstawowe definicje problemu kształtowania osłony łuku podczas spawania łukiem osłoniętym. archiwum technologii budowy maszyn, z. 8, pan, 1990. [17] szefner z., nowacki j.: wybrane aspekty strefy wrażliwej złącza spawanego. archiwum technologii maszyn i automatyzacji, z. 22 nr 1, poznań, 2002. [18] szefner z.: temperatura wrażliwości materiału rodzimego – jako parametr technologii spawania. przegląd spawalnictwa, nr 4/2004. [19] kaihara s., kouketsu m. i in.: development of in-process assurance welding system, journal of ship production, z. 9, nr 2, may, 1993. [20] szefner z.: mathematical model of gas shield in heliarc inert gaz shielded welding. part 2. adequacy of the shield model. the international journal for the joining of materials 4(3) september, 1992. [21] pilarczyk j.: spawalnictwo w trzecim tysiącleciu. biuletyn instytutu spawalnictwa, nr 5/1999. [22] paton b., e.: problemy spawalnictwa na przełomie wieków. biuletyn instytutu spawalnictwa, nr 5/1999. literatura [1] szczok e.: badania procesów spawania łukowego elektrodą topliwą w osłonie mieszanek gazowych. biuletyn instytutu spawalnictwa, 2/1996. [2] przegląd spawalnictwa (xl) nr 2/1988. [3] szefner z.: strategie rozwoju sterowania urządzeń i systemów spawalniczych. problemy eksploatacji, nr 2/2004, ite, radom, 2004. [4] szefner z.: stan oraz perspektywy rozwoju badań nieniszczących w kwalifikacji złączy spawanych na podstawie materiałów 15. wcndt. materiały vi krajowej naukowo-technicznej konferencji spawalniczej nt. „jakość w spawalnictwie”, międzyzdroje, 8–10 maj, 2001. [5] kensik r., plewniak j., krawczyk r., świentek a.: synergiczne stero wanie w procesach mig/mag. przegląd spawalnictwa (lxix) nr 2/ 1997. [6] dobaj e.: maszyny i urządzenia spawalnicze. wnt, warszawa, 1998. [7] kensik r.: systematyka urządzeń do spawania elektrodą topliwą w osłonie gazów ochronnych. ii szczecińska konferencja spawal nicza pt. „nowoczesne wyposażenie stanowisk przy wytwarzaniu i remontach konstrukcji metalowych”, szczecin, 1996. [8] szefner z.: koncepcja systemu sterowania spawarki kompaktowej 400 sem firmy elektra backum. przegląd spawalnictwa (lxix) nr 6/1997. [9] szefner z.: controlling protective gas consumption in „total automation in joining” concept. proceedings of the international conference on the joining of materials jom-7, helsingor, denmark, may 31–june 2, 1995. [10] ithurralde g., simonet d., choffy j-p., bernard l.: ndt approach and multisensors tools for the inspection of aeronautic welds. 15-th word conference on non-destructive testing, rome, italy, 15–21 october, 2000, cd-file\idn287.htm. nr 9 2014 lr.pdf 72 przegląd spawalnictwa 9/2014 wpływ nastawy prądu na zmiany wielkości geometrycznych przekrojów napoin the impact of the current settings   to change the size of the geometric   cross-section welds streszczenie w pracy przedstawiono zagadnienie określania zmian nastaw prądu napawania i odpowiadające temu zmiany uzyskiwanych przekrojów napoin w przypadku użycia drutu litego. wykorzystywane do tego celu próby pozwalają zdaniem autorów z dużą dokładnością określić liczbę wykonywanych ściegów dla zadanych przekrojów napoin i spoin. w pracy przedstawiono wyniki badań nad wielkościami geometrycznymi złącza wykonanego przy zmieniających się parametrach prądu przy nastawach 150, 200, 250, 300 a. wykonano próby napawania z automatycznym posuwem palnika, przy wykorzystaniu materiału dodatkowego w postaci drutu litego o średnicy 1,2 mm. uzyskane napoiny zostały poddane badaniom metalograficznym makroskopowym i przeanalizowane pod kątem uzyskanej geometrii ściegu. słowa kluczowe: normowanie, wydajność spawania, geometria napoiny, drut lity, pole przekroju ściegu abstract the paper presents the problem of determining changes in the settings of the welding current and corresponding to the change in cross-section welds obtained when using solid wire. used for this purpose according to the authors attempt to allow has impact on the basic parameters characterizing the welded joint. the paper presents results of research on geometric quantities joint made at changing the parameters set welding current by settings of 150, 200, 250, 300 a. tests were carried out with automatic feed welding torch, using the additive material with diameter of 1.2 mm. the resulting welds have been tested and analyzed metallographic macroscopic for checking geometry. keywords: standardization, welding efficiency, the weld geometry, solid wire, cross-section weld bead robert bęczkowski marek gucwa dr inż. robert bęczkowski, dr inż. marek gucwa – politechnika częstochowska. autor korespondencyjny/corresponding author: rbeczkowski@spaw.pcz.pl wstęp w aspekcie ekonomiki i normowania prac przy wytwarzaniu konstrukcji stalowych próbowano znaleźć i zidentyfikować wszystkie aspekty, które mają wpływ na czas wytworzenia spoiny, czy napoiny, a w konsekwencji koszt wytworzenia elementu. odniesiono się do norm dotyczących przygotowania złączy do spawania zawartych w serii pn en iso 9296: spawanie i procesy pokrewne. zalecenia dotyczące przygotowania złączy. część 1: ręczne spawanie łukowe, spawanie łukowe elektrodą metalową w osłonie gazów, spawanie gazowe, spawanie metodą tig i spawanie wiązką stali; część 2: spawanie stali łukiem krytym. wymienione normy zawierają uporządkowane sposoby przygotowania elementów do spawania z ściśle określonymi zakresami parametrów przygotowania złącza, co z kolei wiąże się ze zmiennymi wielkościami przekrojów. artykuł zawiera analizę wpływu zmian wielkości nastaw prądu na odpowiadające im zmiany pól przekroju uzyskiwanych ściegów napoin. 73przegląd spawalnictwa 9/2014 zebrane informacje pozwalają w precyzyjny sposób określać liczbę ściegów niezbędną do wykonania oraz określenia czasów wykonania napoin oraz dowolnych rodzajów spoin przy różnych konfiguracjach wielkości mających wpływ na rzeczywistą wielkość rowka spawalniczego. parametry napawania mają istotny wpływ na sposób przenoszenia ciekłego metalu elektrody topliwej do jeziorka, a co z tym się wiąże – wpływają one na stabilność procesu. w literaturze [1] podano, że w trakcie spawania gęstości prądu mieszczą się w przedziale 80÷140 a/mm2 drutu. przy spawaniu metodą mag współczynnik stapiania drutu elektrodowego zależy od warunków spawania i równa się 16÷20 g (axh), co przy wartości natężenia prądu 200 a powoduje, że w ciągu jednej godziny stapia się w łuku 4 kg drutu. dzięki temu wydajność spawania mag ulega zwiększeniu przeciętnie trzykrotnie w odniesieniu do spawania ręcznego elektrodami otulonymi. w praktyce spawalniczej, według doświadczeń autorów, często można spotkać gęstości prądu wychodzące poza opisany zakres. stosując niskie parametry prądowe przy wykonywaniu warstw przetopowych łukiem zwarciowym można doprowadzić do tego, że gęstości prądu schodzą nawet poniżej 40 a/mm2, co wiąże się z zmianą wydajności stapiania. niskie gęstości prądu wydatnie zmniejszają wydajność stapiania. w kalkulacjach ważne jest przyjęcie odpowiedniego efektywnego czasu palenia się łuku, co w przypadku wspomnianej wydajności stapiania rzędu 4 kg/h przy natężeniu prądu 200 a jest trudne do uzyskania, szczególnie gdy mamy do czynienia z drobną konstrukcją i efektywnym czasem palenia się łuku na poziomie 20% czasu pracy. wpływ oddziaływania natężenia prądu na kształt przekroju spoiny przedstawiono na rysunku 1. wzrost natężenia prądu spowoduje większą głębokość wtopienia. wzrost ten powoduje również zmianę parametrów napięcia łuku. rys. 1. oddziaływanie natężenia prądu na kształt przekroju spoiny [2] fig. 1. the impact of the current on the cross-sectional shape of the weld [2] dobór napięcia zależny jest od grubości złącza, rodzaju spoiny, rodzaju i natężenia prądu spawania, rodzaju spawanego materiału, średnicy i rodzaju drutu elektrodowego, pozycji spawania, składu gazu osłonowego. należy jednak pamiętać, że strefa odpowiednich parametrów jest stosunkowa wąska, a zwiększając natężenie prądu powinno się także zwiększyć nieco napięcie łuku [3] zgodnie z zależnością u = 14 + 0,05 x i. średnica drutu elektrodowego decyduje o gęstości prądu, a co za tym idzie – także o głębokości wtopienia w napawany materiał oraz o charakterze przenoszenia metalu w łuku. przy ustalonej wartości natężenia prądu sprawność stapiania ulega zwiększeniu się wraz ze zmniejszeniem się średnicy drutu, ponieważ gęstość prądu płynącego przez drut wzrasta. metodyka badań do prób [5] wykorzystano blachę s355j2 grubości 12 mm, na której wykonano cztery ściegi spawalnicze metodą mag, każdy ścieg innymi parametrami prądowymi odpowiednio 150, 200, 250 i 300 a. następnie próbki pocięto na 4 części, w celu łatwiejszego wykonania zgładów, a w konsekwencji dokonania pomiarów (pól napoiny i wtopienia oraz głębokości wtopienia). wykonano analizę oraz porównanie wydajności napawania przy użyciu drutu litego z uwzględnieniem zmiany parametrów prądowych. badanie zostało wykonane przy użyciu synergicznego źródła spawalniczego z użyciem drutu litego oznaczonego: g3si1 o średnicy 1,2 mm. charakterystykę materiału dodatkowego podano w tablicy i. do osłony ciekłego jeziorka użyto mieszanki gazów osłonowych grupy m21 (82% ar, 18% co2) wg pn-en iso 14175. rys. 2. wpływ napięcia łuku spawalniczego na geometrię powstającej spoiny [4] fig. 2. effect of arc voltage on the geometry of the resulting weld [4] tablica i. symbol oraz skład chemiczny drutu spawalniczego użytego do prób table i. the symbol and the chemical composition of welding wire used for the tests symbol skład chemiczny w % wag. c si mn p s mo ni al ti+zr g3si1 0,06÷0,14 0,7÷1,0 1,3÷1,6 0,025 0,025 0,15 0,15 0,02 0,15 – jeśli nie ustalono inaczej: cr ≤ 0,15, cu ≤ 0,35, v ≤ 0,03. łączna zawartość miedzi w drucie i w powłoce nie powinna przekraczać 0,35% – pojedyncze wartości podane w tabeli są wartościami maksymalnymi – wynik analizy chemicznej należy zaokrąglić do tej samej cyfry znaczącej 74 przegląd spawalnictwa 9/2014 napawanie polegało na wykonaniu 4 ściegów w pozycji pa z wykorzystaniem drutu litego. każdy ze ściegów został wykonany różnym natężeniem prądu spawania: próbka 1 – 150 a, próbka 2 – 200 a, próbka 3 – 250 a, próbka 4 – 300 a. w analizie określono stopień wymieszania (w) opierając się na zależności w = (pn/pw)x100% (wg rys. 3), gdzie: pn – pole napoiny, pw – pole wtopienia. w tablicy ii przedstawiono parametry napawania próbki, a na rysunku 4 pokazano zdjęcie wykonanych napoin z uwzględnieniem podziału próbek oraz zadanych nastaw prądu. rys. 3. stopień wymieszania [6] fig. 3. coefficient of mixing [6] blachy z napoinami zostały pocięte (wg rys. 4), a także przygotowane do wykonania zgładów metalograficznych. w celu otrzymania jak najlepszych oraz miarodajnych wyników wykonano po 3 zgłady dla każdej próbki z wybranych miejsc na całej długości spawania. tablica ii. parametry napawania próbki [5] table ii. welding parameters [5] nr ściegu natężenie prądu spawania a napięcie v prędkość podawania drutu m/min prędkość spawania cm/min 1 150 19,4 1,74 30 2 200 21,5 2,30 30 3 250 25,2 3,20 30 4 300 33,3 3,93 30 rys. 4. schemat wycięcia próbek [5] fig. 4. schematic cut-out samples [5] wyniki badań i analiza na rysunku 4 pokazano obrazy zgładów wraz z wielkościami geometrycznymi (pola napoiny oraz wtopienia, głębokość wtopienia) dla zadanych parametrów prądowych. opisano pole przekroju napoiny (pn) i wtopienia (pw) w mm2, natomiast głębokość wtopienia (hw) wyrażono w mm. dane zebrano w tablicach dla zmiennych nastawach prądu odpowiednio dla pomiarów pola napoiny (tabl. iii), pomiarów pola wtopienia (tabl. iv), wartości i wzajemnych zależności pola napoiny i pola wtopienia (tabl. v) oraz głębokości wtopienia (tabl. vi). rys. 5. przekroje zgładów badanych próbek [5] fig. 5. cross-section of tested samples [5] tablica iii. pomiary pola napoiny (pn) przy różnych nastawach prądu table iii. measurements of the cross-section of weld (pn) at different settings of the weld current natężenie prądu spawania, a pomiar 1 mm2 pomiar 2 mm2 pomiar 3 mm2 średnia mm2 150 13,78 14,09 14,05 13,97 200 21,85 20,06 19,93 20,61 250 31,00 31,37 31,69 31,35 300 39,75 39,50 44,57 41,27 tablica iv. pomiary pola wtopienia (pw) przy różnych nastawach prądu table iv. measurements of the fusion field of weld (pw) at different settings of the weld current natężenie prądu spawania, a pomiar 1 mm2 pomiar 2 mm2 pomiar 3 mm2 średnia mm2 150 4,28 4,44 4,81 4,51 200 7,57 9,50 9,99 9,02 250 17,15 16,08 17,15 16,79 300 39,52 40,51 38,51 39,51 75przegląd spawalnictwa 9/2014 tablica v. wartości i wzajemne zależności pola napoiny (pn) oraz pola wtopienia (pw) przy różnych nastawach prądu table v. values and interdependencies deposit the cross-section of weld (pn) and the fusion field (pw) at different settings of the weld current prąd spawania a pole napoiny pn mm2 pole wtopienia pw mm2 wymieszanie w % pole napoiny/ pole wtopienia 150 13,97 4,51 32,28 3,10 200 20,61 9,02 43,76 2,29 250 31,35 16,79 53,56 1,87 300 41,27 39,51 95,74 1,04 tablica vi. pomiary głębokości wtopienia (hw) przy różnych nastawach prądu table vi. measurements depth of the fusion field (hw) at different settings of the weld current prąd spawania a pomiar 1 mm pomiar 2 mm pomiar 3 mm średnia mm 150 1,43 1,52 1,75 1,57 200 2,06 2,09 2,57 2,24 250 2,95 2,99 3,24 3,06 300 6,60 6,47 5,68 6,25 w odniesieniu do zmiany nastawy natężenia prądu na rysunku 6 przedstawiono wpływ na pole przekroju ściegu napoiny (pn), na rysunku 7 wpływ na pole wtopienia (pw), na rysunku 8 wzajemne zależności pola ściegu napoiny (pn) i pola wtopienia (pw), a na rysunku 9 wpływ na wymieszanie (w) wraz z odpowiadającymi im równaniami regresji oraz odpowiadającym im współczynnikiem determinacji r2. rys. 6. wpływ zmiany natężenia prądu na pole przekroju ściegu fig. 6. effect of change in current in the area cross-section rys. 7. wpływ zmiany natężenia prądu na pole wtopienia fig. 7. effect of change in current in the area of fusion rys. 8. wpływ zmiany natężenia prądu na wzajemne proporcje pola nadlewu i pola wtopienia fig. 8. effect of changes in current on the relative proportions of field and field of fusion weld rys. 9. wpływ zmiany natężenia prądu na wymieszanie fig. 9. effect of change in current in the mix 76 przegląd spawalnictwa 9/2014 wnioski proces normowania procesu jest ważnym procesem decyzyjnym, który może mieć wpływ na egzystencję firm działających w branży spawalniczej. niewłaściwe podejście oraz rutyna mogą prowadzić do strat w działalności gospodarczej. artykuł ma na celu uzmysłowienie, w jaki sposób bardzo łatwo wpaść w pułapkę przeszacowania lub niedoszacowania czasów wykonania spoin z użyciem metody mag. przyjmując odpowiednie wartości pól przekroju ściegu, adekwatne do zadanych parametrów prądowych, możemy określić precyzyjnie liczbę ściegów, jak również określić czas wykonania, a co za tym idzie i koszty. literatura [1] mistur l.: spawanie łukowe w osłonach gazowych według wytycznych krajowych i międzynarodowych, kabe, krosno 2010. [2] mizerski j.: spawanie w osłonie gazów metodami mag i mig, rea, warszawa 2013. [3] ambroziak a.: techniki wytwarzania – spawalnictwo, laboratorium, oficyna wydawnicza politechniki wrocławskiej, wrocław 2010. [4] baum l., fichter v., der schutzgasschweiβer, teil ii: mig-/magschweiβen, dvs, band 12, düsseldorf 1999. [5] sosnowski b.: porównanie kosztów spawania drutem litym i proszkowym. praca inżynierska. promotor: dr inż. robert bęczkowski, częstochowa 2014. [6] bęczkowski r.: właściwości wykładzin trudnościeralnych stosowanych na elementy przesypowe wykonane techniką napawania drutem rdzeniowym, rozprawa doktorska, częstochowa 2007. analiza wyników pomiarów pól napoin (tabl. iii, rys. 6) pozwala określić, jaki wpływ ma natężenie prądu na wielkości przekrojów uzyskiwanych ściegów. zmiana nastawy prądu ze 150 do 300 a powoduje zwiększenie przekroju ściegu do 41,27 z 13,97 mm2, co oznacza, że w tym przypadku wzrost jest blisko trzykrotny. wpływ zmian nastaw natężenia prądu może zostać opisany równaniem liniowym postaci y = ax + b i przybrać postać y = 0,185x 14,88 z współczynnikiem determinacji na poziomie r2 = 0,991. w przypadku analizy wpływu nastaw natężenia prądu na pole wtopienia (tabl. iv, rys. 7) możemy zaobserwować, że jest on jeszcze większy. zmiana z wartości minimalnej (150 a) do maksymalnej (300 a) powoduje ok. dziewięciokrotną różnicę zmian z 4,51 do 39,51 mm2, a wartości można przedstawić za pomocą równania wykładniczego y = 0,517e0,014x z współczynnikiem determinacji na poziomie r2 = 0,995. poddając analizie (tabl. v i rys. 8) można zaobserwować, że zmiana z minimalnej nastawy do maksymalnej powoduje zmniejszenie proporcji pola nadlewu do pola wtopienia. wraz z osiągnięciem 300 a wielkości pól są już zbliżone. wpływ zmian można opisać równaniem liniowym y = -0,013x + 5,034 przy współczynniku determinacji r2 = 0,985. analizując wartości wymieszania (tabl. v i rys. 9) można stwierdzić że dwukrotny wzrost natężenia prądu powoduje około trzykrotne zwiększenie wymieszarys. 10. wpływ zmiany natężenia prądu na głębokość wtopienia fig. 10. effect of changes in current to a depth of fusion nia, a zmiany można przedstawić za pomocą równania wykładniczego y = 10,91e0,006x z współczynnikiem determinacji na poziomie r2 = 0,951. w przypadku głębokości wtopienia (tabl. vi i rys. 10) następuje wraz ze wzrostem nastawy prądu wzrost głębokości wtopienia z 1,57 do 6,25 mm, a opisać zmianę można równaniem wykładniczym y = 0,384e0,008x z współczynnikiem determinacji na poziomie r2 = 0,959. ps 001 2016 www.pdf 133przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 metody ilościowej analizy   szumu napięciowego barkhausena barkhausen noise quantitative analysis methods mgr inż. krzysztof fryczowski; dr hab. inż. maciej roskosz – politechnika śląska, instytut maszyn i urządzeń energetycznych. autor korespondencyjny/corresponding author: krzysztof.fryczowski@polsl.pl streszczenie przeprowadzone badania doświadczalne z wykorzystaniem magnetycznego szumu barkhausena (mbn) wykazały jego silne powiązanie z mikrostrukturą i stanem naprężenia w materiałach o właściwościach ferromagnetycznych. materiały te są szeroko stosowanych w przemyśle, co jest argumentem uzasadniającym prowadzenie prac badawczo-rozwojowych związanych z tym zjawiskiem. w artykule uwaga skupia się na metodach analizy ilościowej mbn, czyli sposobach otrzymywania informacji diagnostycznej. wymienione i opisane zostały zarówno popularne metody punktowe jak i te wykorzystujące właściwości czasowo-częstotliwosciowe sygnałów niestacjonarnych. słowa kluczowe: szum barkhausena; analiza czasowo-częstotliwościowa; rozkład wysokości impulsów; stft abstract the results of experimental studies of application of magnetic barkhausen noise (mbn) showed his strong relationship with the microstructure and stress state of the ferromagnetic material. these materials are widely used in the industry, what is the argument to conduct more detailed research assosiated with this phenomenon. in paper attention is paid to quantitative mbn analysis method, that means the way for obtaining diagnostic information. popular scalar method and as well joint time-frequency method was mentioned and described. keywords: barkhausen noise; joint time-frequency analysis; pulse height distribution; stft wstęp rozwój diagnostyki opartej na szumie barkhausena zależy od wykorzystania synergicznej wiedzy z różnych obszarów takich jak nauka o materiałach, elektronika, mechanika i analizy sygnału. sposób pozyskania informacji z sygnału szumu barkhausena, będzie wpływał na stopień jakości i niezawodności procesu diagnostyki. powszechnie używa się najczęściej do tego celu parametrów skalarnych (punktowych) m.in. maksymalnej amplitudy impulsów napięciowych czy wartości skutecznej sygnału. w literaturze zajmowano się również wyznaczaniem rozkładu wysokości impulsów oraz analizowano widmo częstotliwościowe sygnału. badania doświadczalne autorów wykazały, że w przypadku odkształceń plastycznych, analiza mbn w dziedzinie czasu okazuje się niewystarczająca. jest to spowodowane nieliniowością właściwości magnetycznych materiału, które mogą powodować, że analizowane wielkości charakterystyczne przyjmują zbliżone wartości dla zupełnie skrajnych stanów tworzywa [1,25,26]. z racji niestacjonarności sygnału mbn, co znaczy, że jego cechy statystyczne i widmo częstotliwości ulegają zmianom w czasie [2], można posłużyć się reprezentacjami czasowo-częstotliwościowymi sygnału (ang. jtfa-joint time-frequency krzysztof fryczowski, maciej roskosz przeglad welding technology review analysis). dalsza część artykułu koncentruje się na krótkim wyjaśnieniu czym jest szum barkhausena, krótkim wstępem do teorii analizy sygnałów oraz części opisu i analizy poszczególnych wielkości i metod używanych do tej pory i tych, które posiadają duże możliwości rozwoju w przyszłości. szum barkhausena gdy materiał ferromagnetyczny zostanie umieszczony w cewce, do której podłączymy oscyloskop, to pod wpływem magnesowania materiału zmiennym zewnętrznym polem magnetycznym, będziemy obserwować na ekranie oscyloskopu szereg impulsów napięciowych, zwanych szumem barkhausena. efekt ten powstaje wskutek nagłego wytwarzania sił elektromotorycznych indukowanych przez gwałtowne skoki magnetyzacji materiału [3]. przyczyna tej nieciągłości w zmianie magnetyzacji, w sposób wystarczający tłumaczona jest domenową teorią ferromagnetyków, która została potwierdzona eksperymentalnie [4]. zgodnie z nią ferromagnetyki zbudowane są z małych obszarów 134 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 (rzędu kilku do kilkunastu mikrometrów) zwanych domenami magnetycznymi. w każdej domenie namagnesowanie osiąga stan nasycenia. w stanie nienamagnesowanym obserwuje się chaotyczne ułożenie domen, wynikające z dążenia do osiągnięcia minimum całkowitej energii magnetycznej. sąsiednie dwie domeny magnetyczne o przeciwnym kierunkach wektora magnetyzacji oddzielone są od siebie tzw.ścianą domenową. skoki magnetyzacji są wynikiem nagłych zmian usytuowania ścian między przyległymi domenami [3]. źródło zmiennego pola magnetycznego w pobliżu powierzchni próbki powoduje początkowo odwracalne, a następnie nieodwracalne przemieszczenia ścian domenowych, powodując rozrost objętości domen magnetycznych, których wektor magnetyzacji jest najbardziej zgodny z wektorem zewnętrznego pola magnetycznego kosztem objętości domen nieuprzywilejowanych, a przy dużych natężeniach pola magnetycznego nagłych obrotów wektora magnetyzacji domeny. niejednorodności struktury krystalograficznej ferromagnetyków, czyli defekty sieci krystalicznej, wtrącenia niemetaliczne, zanieczyszczenia pustki, niejednorodność składu chemicznego, dyslokacje, granice ziarn stanowią blokady w ruchu ścian międzydomenowych, które również przyczyniają się do skokowych zmian magnetyzacji, gdyż aby ruch domeny mógł nastąpić musi nastąpić wzrost energii ściany realizowany przez wzrost natężenia zewnętrznego pola magnetycznego. jako że ruch domen magnetycznych jest uzależniony od lokalnych właściwości materiału, uważa się, że za pomocą efektu barkhausena można określić zarówno stan mikrostruktury jak i stan naprężenia w materiale [5]. metody analizy ilościowej sygnału  szumu napięciowego barkhausena celem każdej analizy sygnału jest otrzymanie użytecznej informacji. w przypadku pomiaru szumu barkhausena mierzony jest szybkozmienny sygnał napięciowy, który może być rozpatrywany jako funkcja zmienna w czasie, co daje możliwość zastosowania narzędzi analizy matematycznej. sygnał ten jest nośnikiem informacji na temat zachowania się domen magnetycznych badanego ferromagnetyka, które bezpośrednio są związane zarówno ze stanem mikrostruktury materiału jak i stanem naprężenia. w celu ekstrakcji informacji sygnał poddaje się różnego rodzaju przetworzeniom. metody cyfrowego przetwarzania sygnałów, wykonywane są na sygnałach dyskretnych, które powstają w wyniku spróbkowania i skwantowania sygnału analogowego realizowanego przez przetworniki analagowo-cyfrowe. ważnym parametrem w przypadku akwizycji sygnału jest częstotliwość próbkowania fpr. sygnał napięciowy szumu barkhausena indukowany w cewce jest bardzo złożony – ma charakter niestacjonarnego szumu w zakresie częstotliwości od 0,1 do 300khz i amplitudzie rzędu mv na zwój dla średnicy cewek rzędu 10 mm [6]. zgodnie z twierdzeniem o próbkowaniu kotielnikova-shannona częstotliwość próbkowania powinna być co najmniej dwa razy większa od maksymalnej częstotliwości występującej w sygnale [2] co w naszym przypadku przekłada się na minimalną częstotliwość próbkowania równą 600 khz. wśród dostępnych metod analizy sygnałów wyróżnia się analizy przebiegów czasowych, korelacyjne, statystyczne, częstotliwościowe, oraz czasowo-częstotliwościowe. analiza mbn w dziedzinie czasu dziedzina czasu jest dziedziną w której obserwujemy i rejestrujemy sygnał szumowy barkhausena. do podstawowych cech statystycznych tego sygnału zaliczamy: wartość skuteczną sygnału urms, energię sygnału ebn oraz wielkości charakterystyczne związane z obwiednią sygnału. do tej dziedziny zaliczono również tzw. rozkład liczby zdarzeń. w celu zmniejszenia niepewności powinny one być uśrednieniem z kilku zrealizowanych cyklów przemagnesowania. wartość skuteczna mbn ze względu na to, że zmierzony sygnał szumu barkhausena charakteryzuje się występowaniem zarówno dodatnich jak i ujemnych impulsów napięcia ubn (por. rys. 1), do jego charakteryzowania najczęściej stosowana jest wartość skuteczna (ang. root mean square) wielokrotnie wymieniana w literaturze [7÷9]. oblicza się ją dla próbek sygnału, które spełniają określone kryteria (np. próbki o napięciu większym od pewnej wartości) i można ją wyrazić jako: (1) (2) gdzie: n – liczba próbek sygnału, z których obliczana jest średnia kwadratowa, ubni – wartość napięcia zarejestrowanego w cewce pomiarowej dla i-tej próbki sygnału. energia mbn innym dosyć często stosowanym parametrem jest energia mbn ebn [9,10], którą można wyrazić w następujący sposób: (3) gdzie: fpr – częstotliwość próbkowania sygnału. obwiednia przebiegu czasowego mbn aby otrzymać obwiednię szumu barkhausena, trzeba wykonać na próbkach sygnału operację uśredniania wygładzającego. celem tego rodzaju uśredniania jest usunięcie krótkotrwałych wysokoczęstotliwościowych fluktuacji występujących w sygnale [11]. istnieje kilka metod wygładzania sygnału ale najczęściej wykorzystuje się metodę średniej ruchomej. metoda ta polega na obliczeniu wartości skutecznej sygnału dla szerokości okna czasowego obserwacji k. okno to następnie jest przesuwane o wybraną liczbę próbek sygnału a operacja uśredniania jest powtarzana dla nowego zestawu próbek. autorzy proponują wprowadzenie pojęcia ruchomej centralnej średniej kwadratowej cqma (ang. central quadratic moving average), w której wartość średnia przypisywana jest dla czasu będącego medianą zakresu objętego oknem czasowym. 135przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 gdzie: i – numer próbki początku okna czasowego, n – całkowita liczba próbek, k – szerokość okna czasowego obserwacji. zadaniem wymagającym sporo uwagi jest dobór szerokości okna wygładzania, ponieważ zbyt wąskie okno spowoduje niewielkie wygładzenie danych, natomiast zbyt szerokie okno może doprowadzić do dużej utraty informacji. oprócz metody średniej ruchomej można wykorzystać operację filtrowania sygnału (np. filtru savitzkiego -golaya) oraz metodę wygładzania za pomocą funkcji sklejanych. w wyniku operacji wygładzania otrzymuje się tzw. obwiednię przebiegu czasowego szumu barkhausena. na obwiedni można wyznaczyć punkty i obszary charakterystyczne (por. rys. 2): rys. 1. przykładowy sygnał szumu barkhausena fig. 1. example of barkhausen noise signal rys. 2. obwiednia przebiegu czasowego szumu barkhausena zarejestrowanego dla połówki cyklu przemagnesowania ze wskazaniem charakterystycznych wielkości fig. 2. envelope of barkhausen noise signal, for half magnetization cycle – wartość maksymalna obwiedni cqmamax (zastosowana m.in. w [10÷13]) – położenie wartości maksymalnej poscqmamax tj. czas bądź wartość napięcia (ewentualnie natężenia prądu) w obwodzie magnesującym w którym wystąpiła maksymalna wartość obwiedni (zastosowana m.in. w [12,14]) – szerokość obwiedni dla 1/2 cqmamax (ang. fwhm-full width half maximum) (zastosowana m.in. w [12,15]). rozkład liczby zdarzeń (ang. pulse height distribution zmierzony sygnał szumu barkhausena stanowi zbiór impulsów napięciowych, wśród których możemy wyróżnić tzw. zdarzenia. dla ustalonego progu napięciowego, wystąpienie zdarzenia określane jest na podstawie 3 kolejnych próbek sygnału których wartości są wyższe od tego progu i w którym próbka środkowa ma wartość wyższą od próbek skrajnych. wyniki takiej analizy przedstawiono na rysunkach 3 i 4, przy czym rysunek 3 przedstawia rozkład całkowitej liczby zdarzeń powyżej zadanego progu napięciowego ug, natomiast rysunek 4 prezentuje międzyprogową liczbę zdarzeń, tj. różnicę liczby zdarzeń pomiędzy dwoma kolejnymi progami. zastanowienia wymaga dobór zakresu wartości napięcia progowego, z którego będą brane wartości liczby zliczeń w celu zapewnienia wiarygodności analizy, ze względu na obecność zakłóceń pochodzących z otoczenia charakteryzujących się niewielkimi wartościami napięcia. przykładowe zastosowanie rozkładu liczby zdarzen można znaleźć w [16, 17]. rys. 3. rozkład całkowitej liczby zdarzeń powyżej zadanego progu napięciowego fig. 3. pulse height distribution total number of events above the threshold voltage rys. 4. rozkład międzyprogowej liczby zdarzeń fig. 4. pulse height distribution – interval number of events 136 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 analiza częstotliwościowa mbn w analizie częstotliwościowej sygnału następuje transformacja dziedziny opisu sygnału z czasowej na częstotliwościową. jej celem jest uzyskanie zbioru cech sygnału, które nie są widoczne w przypadku dziedziny czasu. przejście z jednej dziedziny do drugiej nie wiąże się z utratą informacji, a jedynie jest odmiennym sposobem zaprezentowania cech badanego sygnału [11]. zadaniem analizy częstotliwościowej jest badanie parametrów i właściwości sygnału poprzez analizę jego struktury częstotliwościowej, umożliwioną dzięki zastosowaniu transformacji fouriera [2] w wyniku której otrzymujemy tzw. widmo częstotliwościowe sygnału, prezentujące miarę korelacji (podobieństwa) sygnału analizowanego do poszczególnych zespolonych funkcji harmonicznych. widmo częstotliwościowe sygnału z rysunku 1 przedstawiono na rysunku 5. ze względu na dużą nieregularność prążków widma, aby dalsza analiza była możliwa, wymaga wygładzenia rozkładu i jego wynik przedstawiono na rysunku 6. dla tak przygotowanego widma jesteśmy w stanie np. analizować wysokość amplitudy dla poszczególnych składowych częstotliwości. rys. 5. widmo częstotliwościowe fouriera sygnału z rysunek 1 fig. 5. pulse height distribution total number of events above the threshold voltage rys. 6. uśrednione widmo częstotliwościowe z rysunek 5 fig. 6. average frequency spectrum from figure 5 można zauważyć, że widmo sygnału z rysunku 1 ogranicza się do częstotliwości ok. 200khz – do tego miejsca zauważalne są niezerowe amplitudy składowych harmonicznych sygnału. przykłady zastosowań można znaleźć m.in. w [7÷9]. analiza czasowo-częstotliwościowa mbn jak już wspomniano mbn jest sygnałem niestacjonarnym – transformacja fouriera w tym przypadku okazuje się niewystarczającym źródłem informacji, ponieważ daje tylko uśrednione wyniki w całym przedziale czasu. z tego względu coraz większą popularność zyskują metody analizy czasowo-częstotliwościowej – pozwalające na obserwację zmian składowych częstotliwości sygnału w funkcji czasu. można wyróżnić następujące reprezentacje czasowoczęstotliwościowe sygnału: – krótkoczasową transformację fouriera (stft – short time fourier transform). – transformację gabora, – transformację wignera-ville’a, – rodzinę transformacji należących do tzw. klasy cohena, – transformację falkową. krótkoczasowa transformacja fouriera stft stft opiera się na podziału sygnału na krótkie fragmenty sygnału, które mogą być uznawane za stacjonarne. transformacja odbywa się w dwóch krokach: pierwszy polega na podziale sygnału na jego stacjonarne podrealizacje po czym dla każdej z nich wyznaczane jest widmo częstotliwościowe. można to wyrazić za pomocą wyrażenia [11]: (4) (5) gdzie: x(t) – analizowany sygnał, w(τ-t) – funkcja okna czasowego, t – parametr przesunięcia okna czasowego, e-jft – funkcja harmoniczna w postaci zespolonej. ograniczeniem jest tutaj, że funkcją bazową może być tylko funkcja harmoniczna e-jft. przykłady zastosowań można znaleźć m.in. w [18,19]. transformacja gabora transformacja gabora może traktowana jako specyficzny przypadek stft. analizowany sygnał jest przedstawiany jako suma funkcji bazowych, które powstają z funkcji prototypowej, którą najczęściej jest okno gaussowskie, w wyniku jej przesuwania w osi czasu i częstotliwości (wymnożenie z zespolonymi funkcjami harmonicznymi) [2]. dzięki zmianie parametru okna gaussowskiego, możliwe jest dostosowanie rozdzielczości w dziedzinie czasu. wynikowa czasowo-częstotliwościowa reprezentacja gabora ciągłego sygnału x(t) jest definiowana jako [2]: (6) gdzie: cm,n – współczynniki dekompozycji; m – przesunięcie w dziedzinie czas, n – przesunięcie w dziedzinie częstotliwości. przykłady zastosowań można znaleźć m.in. w [20]. transformacja wignera-ville’a jej cecha charakterystyczną jest brak ograniczenia rozdzielczości, zarówno w dziedzinie czasie jak i w dzidzinie częstotliwości [11]. transformata wignera-ville’a jest ogólną formą przekształcenia, w którym nie stosuje się żadnych funkcji bazowych. przekształcenie to można zapisać w postaci następującej zależności [11]: 137przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 gdzie: x(t) – analizowany sygnał, x*(t) – sygnał sprzężony do x(t). jedną z wad jest pojawianie się pomiędzy dwiema składowymi częstotliwościowymi interferencji skrośnych (ang. cross-term) oraz często trudność w interpetacji jej wyników [11]. przykłady zastosowań można znaleźć m.in. w [7,21,22]. rodzina transformacji należących do tzw. klasy cohena reprezentacje czasowo-częstotliwościowe z klasy cohena stanowią bardzo wartościowe uogólnienie transformacji wignera-ville’a. stanowią propozycje wygładzania reprezentacji wignera-ville’a, w wyniku czego następuje redukcja interferencji skrośnych występujących w jego widmie czasowo-częstotliwościowym. w wyniku wygładzania pogarszana jest rozdzielczość czasowo-częstotliwościowa, zyskując większą czytelność. ogólna definicja została tutaj pominięta. w [7] zaprezentowano wyniki zastosowania wygładzonej pseudoreprezentacji wignera-ville’a należącej do klasy cohena. przykłady zastosowań można znaleźć m.in. w [7,22]. transformacja falkowa ciągła transformacja falkowa definiowana jest następująco [11]: gdzie: a – skala, będąca odwrotnością częstotliwości, b – przesunięcie w dziedzinie czasu, x(t) – analizowany sygnał, ψ – funkcja falkowa, ψ[(t-b)/a] – jądro przekształcenia falkowego, s(a,b) – współczynniki falkowe. przykłady zastosowania analizy falkowej do analizy szumu barkhausena można znaleźć w [21÷24]. przykładowe wyniki analizy czasowo-częstotliwościowej reprezentacje czasowo-częstotliwościowe zwykle przedstawiane są jako wykresy 3d lub wykresy konturowe. do przeprowadzenia analiz czasowo-częstotliwościowych wykorzystano procedury pakietu narzędziowego jtfa programu labview 2016. na rysunkach 7÷9 przedstawiono wynikowe wykresy konturowe spektrogrmów wybranych metod analizy czasowo-częstotliwosciowej przeprowadzonych dla sygnału z rysunku 1. parametry skali kolorów zostały dobrane optymalnie do wartości współczynników transformacji. zadaniem problematycznym w przypadku analizy czasowo-częstotliwościowej jest wybór odpowiedniej konfiguracji komórek tablicy dekompozycji oraz wybór właściwych funkcji bazowych, aby uzyskać jak najlepsze odwzorowanie rys. 7. spektrogram stft z użyciem okna prostokątnego fig. 7. rectangle windowed stft spectrogram rys. 8. spektrogram transformacji gabora fig. 8. gabor transform spectrogram rys. 9. spektrogram transformacji wignera-ville’a fig. 9. wigner-ville transform spectrogram (7) cech sygnału [2]. analizując spektrogramy z rysunków 7÷9, można stwierdzić, że wyniki transformacji gabora zawierają największą informatywność, gdyż można bez problemy wyróżnić składowe harmoniczne sygnału w okolicach częstotliwości 50, 175, 225 i 275 khz co również jest widoczne w przypadku stft lecz w tym przypadku mamy duże rozmycie widma w zakresie wysokich częstotliwości dla chwil czasowych ok. 125 i 370 ms. w wyniku transformacji wigner-ville’a otrzymano najgorszą reprezentację czasowo-częstotliwościową. podsumowanie zaprezentowano różne metody analizy ilościowej sygnału napięciowego barkhausena. sygnał może być analizowany w dziedzinie czasu, w dziedzinie częstotliwości lub łącznie zarówno w dziedzinie czasu i częstotliwości. analizy czasowo-czętotliwościowe mogą być zrealizowane różnymi metodami, w których najtrudniejszym zadaniem jest dobranie właściwych tablic dekompozycji sygnału w dziedzinie czasowo-częstotliwościowej oraz wybór funkcji bazowych. metody te umożliwiają uzyskanie maksymalnej ilości informacji o mierzonym sygnale niestacjonarnym, przy czym ich właściwa interpretacja stanowi duże wyzwanie. 138 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 literatura [1] m. roskosz, k. fryczowski: porównanie szumu barkhausena i własnego magnetycznego pola rozproszenia w odkształconych plastycznie próbkach ze stali s235 i p265gh, przegląd spawalnictwa, vol 84(13), s. 35-40, 2012. [2] t. p. zieliński: cyfrowe przetwarzanie sygnałów – od teorii do zastosowań, wydawnictwa komunikacji i łączności, warszawa, 2005. [3] f. brailsford: materiały magnetyczne, państwowe wydawnictwo naukowe, warszawa, 1964. [4] a. hubert, r. schäfer: magnetic domains. the analysis of magnetic microstructures, springer, 2009. [5] d. m. clatterbuck, v. j. garcia, m. j. johnson, d. c. jiles: an extended model of the barkhausen effect based on the abbm model, journal of applied physics, vol. 87, no. 9, s. 4771-4773, 2000. [6] b. augustyniak: zjawiska magnetosprężyste i ich wykorzystanie w nieniszczących badaniach materiałów, wydawnictwo politechniki gdańskiej, 2003. [7] l. r. padovese, n. martin: analysing mbn signals of different materials by time-frequency methods, conference proceedings of fifth international conference on condition monitoring and machinery failure prevention technologies, edinburgh, united kingdom, s. 1-12, 2008. [8] a. sorsa, s. santa-aho et al.: utilization of frequency-domain information of barkhausen noise signal in quantitative prediction of material properties, aip conf. proc., vol. 1581 s. 1256-1263, 2014. [9] t. liu, h. kikuchi, y. kamada et al.: comprehensive analysis of barkhausen noise properties in the cold rolled mild steel, journal of magnetism and magnetic materials, vol. 310, s. 2006-2008, 2007. [10] k. gurruchaga, a. martinez-de-guerenu et al.: magnetic barkhausen noise for characterization of recovery and recrystallization, ieee transactions on magnetics, vol. 46, s. 513-516, 2010. [11] a. timofiejczuk: metody analizy sygnałów niestacjonarnych, wydawnictwo politechniki śląskiej, gliwice, 2004. [12] m. vashista, v. moorthy: on the shape of the magnetic barkhausen noise profile for better revelation of the effect of microstructures on the magnetisation process in ferritic steels, journal of magnetism and magnetic materials, vol. 393, s. 584-592, 2015. [13] j. anglada-rivera, l. r. padovese, j. capó-sánchez: magnetic barkhausen noise and hysteresis loop in commercial carbon steel: influence of applied tensile stress and grain size, journal of magnetism and magnetic materials, vol. 231, s. 299-306, 2001. [14] v. moorthy, b. a. shaw, p. hopkins: magnetic barkhausen emission technique for detecting the overstressing during bending fatigue in case-carburised en36 steel, ndt&e int., vol. 38, s.159-166, 2005. [15] m. lindgren, t. lepistö: relation between residual stress and barkhausen noise in a duplex steel, ndt&e int., vol. 36, s. 279-288, 2003. [16] l. piotrowski, b. augustyniak, m. chmielewski et al.: evaluation of barkhausen noise and magnetoacoustic emission signals properties for plastically deformed armco iron, ieee transactions on magnetics, vol. 46, s. 239-242, 2010. [17] a. dhar, l. clapham, d. l. atherton: influence of uniaxial plastic deformation on magnetic barkhausen noise in steel, ndt&e int., vol. 34, s. 507-514, 2001. [18] j. capó-sánchez, l. padovese: magnetic barkhausen noise measurement by resonant coil method, journal of magnetism and magnetic materials, vol. 321, s. 57-62, 2009. [19] l. piotrowski, b. augustyniak, m. chmielewski et al.: an in-depth study of the barkhausen emission signal properties of the plastically deformed fe-2%si alloy, ieee transactions on magnetics, vol. 44, s. 3828-3831, 2008. [20] x. luo, y. wang, b. zhu et al.: super-resolution spectral analysis and signal reconstruction of magnetic barkhausen noise, ndt&e int., vol. 70, pp. 16-21, 2015. [21] l. b. magalas: application of the wavelet transform in mechanical spectroscopy and in barkhausen noise analysis, journal of alloys and compounds, vol. 310, s. 269-275, 2000. [22] l. r. padovese, n. martin, f. millioz: time−frequency and time-scale analysis of barkhausen noise signals, proceedings of the institution of mechanical engineers, part g: journal of aerospace engineering, vol. 223, s. 577-588, 2009. [23] k. miesowicz, w. j. staszewski, t. korbiel: analysis of barkhausen noise using wavelet-based fractal signal processing for fatigue crack detection, international journal of fatigue, vol. 83, pp. 109–116, 2015. [24] j. błachnio, c. kownacki: próba oceny stanu warstwy wierzchniej elementu maszyny z wykorzystaniem analizy falkowej sygnału efektu barkhausena, zeszyty naukowe politechniki białostockiej, budowa i eksploatacja maszyn, vol. 10, s. 5-14, 2002. [25] d. mężyk: magnetyczna ocena naprężeń w instalacjach rurociągowych z wykorzystaniem efektu barkhausena; przegląd spawalnictwa, vol 86(5), 2014. [26] m. roskosz, k. fryczowski, s. griner, a. katunin: analiza możliwości oceny procesu pełzania stali x12crmowvnbn10-1-1 na podstawie szumu barkhausena, przegląd spawalnictwa, vol 86(11), 2014. 201213_pspaw.pdf 31przegląd spawalnictwa 13/2012 maciej roskosz kryteria oceny w metodzie magnetycznej pamięci metalu assessment criteria in the metal magnetic  memory testing dr inż. maciej roskosz – politechnika śląska, gliwice. streszczenie w metodzie magnetycznej pamięci metalu mpm ocenę stopnia koncentracji naprężeń prowadzi się wykorzystując wartości gradientów składowych własnego magnetycznego pola rozproszenia wmpr. aby ocenić stan tworzywa, lokalną, maksymalną wartość gradientu odnosi się do wartości średniej w elemencie i porównuje się ją z wartością graniczną. w artykule wykazano niepoprawność proponowanego w metodologii metody sposobu określenia kryteriów ilościowych – wartości granicznych, na podstawie własności wytrzymałościowych tworzywa. stwierdzono, że przy opracowywaniu kryteriów oceny należy oprócz tworzywa elementu uwzględniać jego geometrię, wartości zewnętrznego pola magnetycznego, jak również orientację elementu w tym polu. abstract in the metal magnetic memory (mmm) testing the assessment of the level of stress concentration is carried out using the values of the gradients of the residual magnetic field (rmf) components. in order to assess the state of the material, the local maximum gradient value is referred to the average value in the component and compared to the boundary value. it is shown that the way proposed in the testing methodology to determine the quantitative criteria – the boundary values – based on the mechanical properties of the material is incorrect. it is found that the component material itself is not the only factor that has to be taken into account while developing the assessment criteria. its geometry, the values of the external magnetic field, together with the component orientation in this field, have to be considered as well. wstęp metoda magnetycznej pamięci metalu (mpm) jest pasywną metodą magnetyczną wykorzystującą własne magnetyczne pole rozproszenia (wmpr) badanego elementu [1, 2]. w latach 2008 i 2009 wydane zostały polskie normy dotyczące metody mpm [3]. pn iso 24497-1 wprowadza system pojęć stosowanych w tej metodzie, pn iso 24497-2 opisuje wymagania ogólne jej stosowania, a pn iso 24497-3 kontrolę połączeń spawanych z wykorzystaniem mpm. według zapisów tych norm, ocenę stopnia koncentracji naprężeń prowadzi się wykorzystując wartości gradientów składowych wmpr. aby ocenić stan tworzywa, maksymalną wartość gradientu odnosi się, do wartości średniej w badanym obszarze, otrzymując tzw. indeks magnetyczny m zdolności deformacji materiału. w pn iso 24497-3 dotyczącej badań połączeń spawanych podane są wartości graniczne tego indeksu w zależności od wymaganej jakości złącza. w [4] pokazano wyniki badań połączeń spawanych metodą mpm. wykazano, że proponowana metodologia prowadzenia badań jest poprawna, szczególnie dla badań spoin na etapie eksploatacji. natomiast ilościowe kryteria oceny są złe. ich niepoprawność wynika z ich ogólności. nie uwzględniają one rodzaju spoiny, jej tworzywa, warunków prowadzenia spawania i innych czynników, które mogą wpływać na wmpr spoiny i strefy wpływu ciepła. dla dowolnego elementu, badanego metodą mpm, w pn iso 24497-2 mowa jest jedynie o „specjalnej procedurze” wyznaczania wartości dopuszczalnych indeksu magnetycznego zdolności deformacji materiału mlim. nic więcej; w normie nie podano w jaki sposób i w jakich warunkach określać jego wartość. w pracy dubowa i własowa [5] występuje zależność na określenie wartość dopuszczalnej tego indeksu na podstawie właściwości wytrzymałościowych. w [6] stwierdzono, że w strefach koncentracji naprężeń rzeczywiście występują maksymalne wartości gradientów wmpr. jednak wpływ obciążenia, wartości zewnętrznego pola magnetycznego lub położenia próbki w magnetycznym polu ziemi na wartości gradientów jest znaczący. stwierdzono wiele nieścisłości w metodologii oceny stanu 32 przegląd spawalnictwa 13/2012 oraz wykazano, że wykorzystanie właściwości wytrzymałościowych tworzywa do wyznaczania wartości granicznej indeksu magnetycznego prowadzi do błędów w ocenie stanu tworzywa elementu [6, 7]. ilościowe kryteria oceny w metodologii metody mpm, oparte tylko na właściwościach wytrzymałościowych tworzywa, są nieprawidłowe. wykorzystanie wmpr jako sygnału diagnostycznego w wielu zastosowaniach sprawdza się bardzo dobrze, uzupełniając standardowe metody badań nieniszczących. jednak określenie sposobu prowadzenia badań oraz kryteriów oceny następuje na drodze eksperymentu i/lub zbierania, analizy i syntezy danych z wielu przebadanych obiektów [8÷9]. anomalie w rozkładzie wmpr elementu mogą być wynikiem występowania w nim nieciągłości, jak również lokalnych zmian właściwości magnetycznych i elektrycznych będących skutkiem różnych procesów zużycia. w dalszej części pracy zostaną przedstawione czynniki, które zdaniem autora mają wpływ na wmpr elementu i które powinno się uwzględniać przy opracowywaniu kryteriów oceny stanu tworzywa elementu. czynniki wpływające na kryteria oceny w metodzie mpm można przyjąć, że wmpr elementu jest wynikiem zachodzących oddziaływań pomiędzy tym elementem, jego obciążeniem a otoczeniem. element jest tutaj rozumiany jako artefakt o określonej geometrii wykonany z określonego tworzywa. otoczenie to pole magnetyczne, w którym element się znajduje. zagadnienia identyfikacji ziemskiego pola magnetycznego jako otoczenia elementu przedstawiono w [10, 11]. na powierzchni elementu, przy określonej orientacji w danym otoczeniu, występuje unikatowy rozkład wmpr. rozkład ten ulega zmianom w czasie „życia” elementu. zakładając niezmienność otoczenia, zmiany te są skutkiem obciążeń eksploatacyjnych i zachodzących w elemencie procesów zużycia. obserwacja i analiza tych zmian, połączona z oceną stopnia wytężenia i/lub stopnia zużycia (przez eksperyment lub modelowanie), umożliwia opracowanie ilościowych kryteriów oceny stanu technicznego elementu. dotyczy to zarówno nieciągłości geometrycznych, które mogą wystąpić w elemencie, jak też fazy przed powstaniem makroskopowej nieciągłości. wychwycenie procesów rozwoju nieciągłości w skali mikro i identyfikacja obszarów, w których procesy te zachodzą są szczególnie interesujące. wynika to z tego, że standardowe metody badań nieniszczących zorientowane są na wykrywanie nieciągłości geometrycznych w skali makro, co nie zapewnia w wielu przypadkach wymaganej obecnie niezawodności eksploatacji. w elemencie ferromagnetycznym, znajdującym się w polu magnetycznym, pod wpływem naprężeń zmienia się stopień namagnesowania. zmiana namagnesowania ma składową odwracalną, zanikającą po odciążeniu, oraz składową stałą. na skutek działania efektu magnetosprężystego, naprężenia mechaniczne wpływają na anizotropię energii domen magnetycznych, najczęściej powodując zmiany przenikalności. kierunek tej anizotropii jest zależny od magnetostrykcji. dla materiałów z dodatnią magnetostrykcją momenty magnetyczne dążą do ustawienia się równolegle do kierunku naprężenia rozciągającego, a prostopadle do ściskającego. w materiałach o ujemnej magnetostrykcji zachodzą zjawiska przeciwne – momenty magnetyczne dążą do ustawienia się prostopadle do kierunku naprężenia rozciągającego, a równolegle do ściskającego. wpływ stanu wytężenia na rozkład wmpr elementu pokazano w pracach [12÷14]. wpływ namagnesowania i geometrii elementu na wmpr teoria wmpr jest wynikiem jednoczesnego działania zewnętrznego pola magnetycznego ha oraz pola rozmagnesowania hd związanego z namagnesowaniem obiektu m oraz jego geometrią. pomijając wpływ zewnętrznego pola magnetycznego, w każdym punkcie w bliskim otoczeniu obiektu, wartość zmierzonego pola magnetycznego jest wypadkową oddziaływania rozkładu namagnesowania całego elementu. poniższe rozważania, opracowane na podstawie [15], mają na celu przybliżenie istoty tego, czym jest wmpr mierzone w pobliżu obiektu ferromagnetycznego oraz co na wmpr wpływa. indukcja magnetyczna b wewnątrz namagnesowanego elementu wyraża się wzorem: b = μ0 (h +m) (1) gdzie: μ0 jest przenikalnością magnetyczną próżni. przy braku przepływu prądu elektrycznego równania magnetostatyczne maxwella można zapisać w postaci div (b) = δ • b = 0 (2) rot (h) = δ x h = 0 (3) z równań (1)÷(3) otrzymujemy – • m wewnątrz ferromagnetyka • h = { 0 na zewnątrz (4) ponieważ rotacja h jest równa zeru, można wprowadzić pojęcie skalarnego potencjału magnetycznego v spełniającego równanie rot grad v = v x δ v = 0. otrzymuje się wówczas: h = – grad v = – δ v (5) δ δ 33przegląd spawalnictwa 13/2012 zależność (4) można zapisać jako – • m wewnątrz ferromagnetyka 2• v = { 0 na zewnątrz (6) na granicy między dwoma środowiskami o różnych przenikalnościach magnetycznych μ1 i μ2 składowa styczna wektora natężenia pola magnetycznego h jest ciągła oraz składowa normalna wektora indukcji magnetycznej b jest ciągła. stąd na powierzchni ferromagnetyka: vwew = vzew (7) (8) gdzie: n jednostkowy wektor normalny do powierzchni ferromagnetyka, vwew i vzew skalarny potencjał magnetyczny, odpowiednio wewnątrz i na zewnątrz ferromagnetyka. dla danego namagnesowania m można określić potencjał wewnątrz i na zewnątrz ferromagnetyka, rozwiązując równania (6)÷(8). rozwiązanie dla wektora położenia r ma postać: v(r) = va(r) + vd(r) (9) gdzie va(r) to skalarny potencjał magnetyczny wywołany zewnętrznym polem magnetycznym ha, a vd(r) to potencjał wywołany namagnesowaniem ferromagnetyka m. vd(r) opisuje równanie: (10) gdzie jest objętością, s jest polem powierzchni ferromagnetyka, a s jest wektorem położenia dowolnego punktu wewnątrz lub na powierzchni ferromagnetyka. korzystając ze wzoru (5), natężenie pola magnetycznego w pobliżu obiektu ferromagnetycznego można opisać zależnością: h(r) = ha(r) + hd(r) (11) gdzie ha jest natężeniem zewnętrznego pola magnetycznego, a hd jest natężeniem pola magnetycznego wywołanego namagnesowaniem ferromagnetyka. hd jest nazywane polem rozmagnesowania i opisuje je równanie: (12) dany rozkład namagnesowania m(s) skutkuje unikatowym rozkładem natężenia pola magnetycznego h(r). eksperyment celem eksperymentu było określenie wpływu kształtu próbki, przy znanym poziomie naprężeń resztkowych, na wartości gradientów. badano próbki płytowe wykonane ze stali 16mo3 o dwóch różnych geometriach a i b, które pokazano na rysunkach 1. próbki obciążono siłą rozciągającą, która spowodowała wystąpienie w osłabionych przekrojach próbek naprężenia nominalnego równego 450 mpa. próbki odciążono i przeprowadzono pomiary wmpr. mierzono dwie składowe wmpr na powierzchni próbek wzdłuż osi symetrii na linii o długości 200 mm: – ht,y – składowa styczna mierzona w kierunku równoległym do kierunku zadawanego obciążenia, – hn,z – składowa normalna. obciążenie wywołało nierównomierne odkształcenia plastyczne w strefach karbu, a wskutek tego rys. 1. próbki do badań fig. 1. sample for tests rys. 2. obliczone rozkłady zredukowanych naprężeń resztkowych w próbkach a i b fig. 2. the calculated distribution of the reduced residual stress in the samples a and b | a rys. 3. rozkłady gradientów składowych wmpr w próbkach a i b fig. 3. wmpr distributions gradient components in the samples a and b δ δ 34 przegląd spawalnictwa 13/2012 pojawienie się w tych miejscach naprężeń resztkowych. rozkład tych naprężeń w próbkach modelowano przy zastosowaniu mes. sposób prowadzenia obliczeń opisano w [9, 12]. rozkłady zredukowanych naprężeń resztkowych pokazano na rysunku 2. w próbce o geometrii b ich poziom jest ok. 2 razy większy niż w próbce a. wyznaczone na podstawie pomiarów wartości gradientów podsumowanie przeprowadzono analizę kryteriów oceny stanu tworzywa w metodzie mpm. wykazano niepoprawność proponowanego w metodologii sposobu określenia kryteriów ilościowych – wartości granicznych, na podstawie właściwości wytrzymałościowych literatura [1] deputat j.: podstawy metody magnetycznej pamięci metalu. dozór techniczny 5/2002, s. 97-105. [2] dubow a.a.: principial features of metal magnetic memory method and inspection tools as compared to known magnetic ndt methods. wcndt 2004, montreal canada, http://www. ndt.net/article/wcndt2004/papers/359.ntm [3] pn-iso 24497-1, 2, 3 badania nieniszczące – magnetyczna pamięć metalu – część 1: słownictwo, część 2: wymagania ogólne, część 3: kontrola złączy spawanych. [4] roskosz m.: metal magnetic memory testing of welded joints of ferritic and austenitic steels, ndt&e international 44 (2011), 305-310. [5] własow w.t., dubow a.a: ocena poziomu naprężeń w strefach ich koncentracji według metody magnetycznej pamięci metalu. xiv seminarium nieniszczące badania materiałów, zakopane 2008. [6] roskosz m., bieniek m.: analysis of the methodology of the assessment of the technical state of a component in the method of metal magnetic memory testing, proceedings defektoskopie 2010/ nde for safety, s. 229-236. [7] augustyniak m.: praktyczne ograniczenia stosowalności metody magnetycznej pamięci metali w diagnostyce instalacji energetycznych, 4 konferencja naukowo-techniczna „diagnostyka materiałów i urządzeń technicznych”, gdańsk 2012. [8] roskosz m.: possibilities of the application of the metal magnetic memory method to the analysis of gear durability. 9th european conference on non-destructive testing ecndt berlin 2006, abstracts part 2, s. 85. tworzywa. stwierdzono, że przy opracowywaniu kryteriów oceny należy oprócz tworzywa elementu uwzględniać jego geometrię, wartości zewnętrznego pola magnetycznego, jak również orientację elementu w tym polu. podziękowanie przedstawione w artykule wyniki zostały uzyskane w badaniach współfinansowanych przez narodowe centrum badań i rozwoju w ramach umowy sp/e/1/67484/10 – strategiczny program badawczy – zaawansowane technologie pozyskiwania energii: opracowanie technologii dla wysokosprawnych „zero-emisyjnych” bloków węglowych zintegrowanych z wychwytem co2 ze spalin. [9] roskosz m., bieniek m.: evaluation of residual stress in ferromagnetic steels based on residual magnetic field measurements ndt&e international 45 (2012) s. 55-62. [10] witoś m., roskosz m.: metal magnetic memory in material fatigue analysis part i – the earth’s magnetic field, jsaem studies in applied electromagnetics and mechanics, vol. 14 applied electromagnetics and mechanics, eds. g. rubinacci, a. tamburrino, f. villone, t. takagi, napoli 2011 s. 287-288. [11] witoś m.: the reference signal of geomagnetic field for mmm expert systems, key engineering materials. v. 18, 2012, s. 384-395. [12] roskosz m., rusin a., bieniek m.: analysis of relationships between residual magnetic field and residual stress, meccanica 2012, doi 10.1007/s11012-012-9582-x. [13] gontarz s., radkowski s.: impact of various factors on relationships between stress and eigen magnetic field in a steel specimen, ieee transactions on magnetics, vol. 48, no. 3, march 2012 [14] roskosz m., gawrilenko p.: analysis of changes in residual magnetic field in loaded notched samples, ndt&e international 41 (2008), s. 570-576. [15] sushant m. dutta, fathi h. ghorbel roderick k. stanley: dipole modeling of magnetic flux leakage. ieee transactions on magnetics 45 (2009) s. 1959-1965. składowych wmpr pokazano na rysunku 3. wartości gradientów w próbce o geometrii a są ok. 2 razy większe niż w próbce b. wyższym wartościom naprężeń w próbce b nie odpowiadają wyższe wartości gradientów. wpływ geometrii elementu na wartości gradientów jest bardzo znaczny. ilościowe kryteria oceny stanu tworzywa elementu muszą uwzględniać jego cechy geometryczne. 201301_pspaw_fi87.pdf 40 przegląd spawalnictwa 1/2013 krzysztof skrzyniecki paweł egielski ndrzej kolasa paweł kołodziejczak charakterystyki statyczne nowoczesnych urządzeń do spawania łukowego static characteristics of modern arc welding equipment gr inż rzy zto skrzyniecki dr inż paweł cegiel ki dr a inż ndrze ola a pro p dr inż paweł ołodzie czak politechnika warszawska. stre zczenie naliza charakterystyk statycznych jest jedną z niewielu metod określania właściwości spawalniczych źródeł zasilających. znajduje szerokie zastosowanie w odniesieniu do urządzeń transformatorowych i konwencjonalnych prostowników. nowoczesne zasilacze inwertorowe z wbudowanymi układami regulacji, umożliwiającymi zaprogramowanie przebiegu charakterystyk statycznych, przeważnie z łatwością spełniają stawiane im, z punktu widzenia przebiegu procesu spawania, kryteria jakościowe. jednak urządzenia te różnią się między sobą właściwościami użytkowymi, a określane w odpowiedni sposób charakterystyki statyczne nadal mogą być cennym źródłem informacji dotyczących właściwości technologicznych. w artykule przedstawiono wyniki badań charakterystyk statycznych urządzeń inwertorowych do spawania elektrodą otuloną oraz metodą mig/m g. tract nalysis of static characteristics is one of the few methods for the determination of the welding power source, is widely used for transformer units and con entional chargers. modern power in erter with built-in control, allowing programming of static characteristics and meet the uality criteria in accordonce to the process of welding. owe er, these de ices differ in functional properties, as de ned in an appropriate way static characteristics can still be a aluable source of information on technological properties. his paper presents the results of static characteristics in erter e uipment for mm welding and mig/ m g welding. t p opinia na temat właściwości użytkowych urządzeń spawalniczych może być różna. z użyciem pewnych urządzeń pracuje się łatwiej, inne wymagają pewnej wprawy w posługiwaniu się nimi, jeszcze innymi trudno jest przeprowadzić skutecznie proces spawania. ównież pod kątem jakości wykonywanego złącza zasilacze spawalnicze różnią się pomiędzy sobą. pojawia się pytanie, jakie cechy i parametry zasilaczy spawalniczych wpływają na ich przydatność oraz komfort pracy. jedną z niewielu metod określania właściwości urządzeń spawalniczych jest wyznaczanie ich zewnętrznych charakterystyk statycznych. pnn 60 74-1 określa wymagania bezpieczeństwa dotyczące konstrukcji i użytkowania spawalniczych źródeł energii do spawania łukowego i procesów pokrewnych. wśród wielu parametrów de niuje także zewnętrzne charakterystyki statyczne jako zależność pomiędzy napięciem w stanie obciążenia i prądem spawania w umownych warunkach obciążenia w energetycznym i cieplnym stanie ustalonym, gdzie źródło obciążone jest praktycznie bezindukcyjnym stałym obciążeniem rezystancyjnym o współczynniku mocy nie mniejszym niż 0, oraz de niuje ich główne typy: charakterystyka płaska napięciowa , gdzie przy wzroście natężenia prądu napięcie maleje mniej niż o 7 /100 lub wzrasta mniej niż 10 /100 , charakterystyka opadająca prądowa , gdzie przy wzroście natężenia prądu napięcie spada o ponad 7 /100 . wspomniana norma nie opisuje jednak metody ani warunków pomiarów. jako badania wyrobu wymienione są jedynie pomiary: znamionowego napięcia 41przegląd spawalnictwa 1/2013 w stanie jałowym, rezystancji izolacji, wytrzymałości dielektrycznej, pracy w stanie obciążenia. pomiary pracy w stanie obciążenia obejmują badania prądu zwarcia w przypadku charakterystyki opadającej lub umownego prądu spawania w przypadku charakterystyki płaskiej. brak jest natomiast de nicji pomiaru charakterystyk statycznych oraz opisu metody jego przeprowadzenia. ównież specy kacje techniczne urządzeń spawalniczych rzadko zawierają informacje dotyczące charakterystyki statycznej. jeżeli są podawane, to w bardzo ogólnej, orientacyjnej formie. ocena właściwości zasilaczy łuku spawalniczego na podstawie charakterystyk statycznych znajduje zastosowanie w odniesieniu do urządzeń transformatorowych i konwencjonalnych prostowników. nowoczesne zasilacze inwertorowe z wbudowanymi układami regulacji, umożliwiającymi zaprogramowanie przebiegu charakterystyk statycznych, przeważnie z łatwością spełniają stawiane im z punktu widzenia przebiegu procesu spawania kryteria jakościowe. jednak urządzenia te różnią się między sobą właściwościami użytkowymi, a określane w odpowiedni sposób charakterystyki statyczne nadal mogą być cennym źródłem informacji dotyczących właściwości technologicznych. w dalszej części artykułu przedstawiono wyniki badań charakterystyk statycznych urządzeń inwertorowych do spawania elektrodą otuloną oraz metodą mig/m g. przedstawione wyniki prac badawczych i konstrukcyjnych otrzymano w ramach pracy naukowej nansowanej ze środków budżetowych na naukę w latach 2010-2013 jako projekt badawczy 1, 2, 4, 5 . pomiar c araktery tyk tatycznyc zewnętrzna charakterystyka statyczna jest wykresem zależności napięcia generowanego przez źródło spawalnicze w zależności od prądu płynącego w obwodzie. określenie statyczna odnosi się do stałej długości łuku 3 . by wyeliminować wszelkie zaburzenia oraz nierównomierności związane z łukiem elektrycznym, pomiary charakterystyki statycznej wykonuje się z zastosowaniem sztucznego obciążenia. jest nim element o znanej, najlepiej nastawnej oporności, włączony pomiędzy zaciski wyjściowe badanego źródła. zmieniając płynnie wartość oporności, można uzyskać wykres charakterystyki statycznej. rudnością jest znalezienie odpowiedniego potencjometru zdolnego pracować przy prądach o wartości do kilkuset amperów oraz rozproszyć wytwarzaną przy tym energię bez jego uszkodzenia. niekorzystne warunki mogą wystąpić ze względu na możliwość iskrzenia pomiędzy elementami nastawnymi potencjometru. lternatywnym rozwiązaniem jest zastosowanie szeregu oporników o stałej oporności, jednak w tym przypadku nie jest możliwe uzyskanie charakterystyki o ciągłym przebiegu. otrzymuje się wówczas skończoną liczbę punktów pomiarowych, która odpowiada liczbie dostępnych oporników. ilość punktów można znacząco zwiększyć, stosując odpowiednie połączenia równoległe oporników rys. 1 , zgodnie ze wzorem: 1 gdzie: w oporność wypadkowa stanowiąca obciążenie badanego urządzenie spawalniczego, 1 n dostępne oporności. niedogodnością zastosowania szeregu oporników jest konieczność przerwy w pomiarze na czas przełączenia kolejnej oporności. by ją wyeliminować, w omawianych badaniach funkcję łączników pełnią tranzystory igb sterowane przez komputerowy system pomiarowy 1, 2, 5, 6 . w konwencjonalnym podejściu urządzenie jest kolejno obciążane malejącą opornością rys. 2 , będącą połączeniem poszczególnych oporników. pierwszy punkt obrazuje stan rozwarcia obwodu nieskończenie ry 1 schemat obciążeń uzyskanych z połączenia oporników, zastosowany w badaniach ig 1 oad diagram resulting from a combination of resistors, used in the study ry 2 dostępne obciążenia, będące kombinacją wybranych oporników ig 2 ailable load, which is a combination of the separate resistors op or no ść , o m 42 przegląd spawalnictwa 1/2013 dużą rezystancję. wartości dostępnych oporności wynikają z zastosowanego układu połączenia równoległego pięciu oporników oraz przewodu zwarciowego. każdy z oporników może być dołączony do układu przez dołączenie odpowiadającego mu łącznika tranzystorowego igb . odpowiedni dobór dołączonych oporności umożliwia uzyskanie oporności wypadkowej obciążającej badane źródło spawalnicze. można się spotkać z opinią, że współczesne urządzenia inwertorowe, dzięki komputerowym systemom sterowania, mogą generować dowolne przebiegi prądu i napięcia, a więc mają optymalne charakterystyki statyczne i nie ma potrzeby ich badania. pogląd ten nie jest w pełni zasadny, gdyż właśnie takie systemy sterowania powodują różne reakcje źródeł zasilania w zależności od rodzaju obciążenia. potwierdza to zmody kowany sposób pomiaru ich charakterystyk statycznych. oprócz cyklu obciążania malejącymi opornościami wprowadzono dodatkowo cykl „powrotny”, obejmujący stopniowo rosnące oporności rys. 3 . pierwszy i ostatni punkt obrazują nieskończenie dużą oporność stan rozwarcia. badania niektórych urządzeń wykazały nawet znaczne rozbieżności pomiędzy charakterystykami uzyskanymi przy malejącym i rosnącym obciążeniu. nie mogą one wynikać wyłącznie z nieliniowości elementów urządzenia, lecz są raczej wynikiem przełączania się trybów sterowania, w zależności od stanu pracy. ma to istotne znaczenie dla przebiegu spawania, który łączy się z występowaniem zwarć oraz innych zaburzeń. yniki ada badaniami objęto cztery spawalnicze źródła zasilające: inwertorowe z prostym sterowaniem analogowym do spawania elektrodą otuloną, b inwertorowe ze sterowaniem cyfrowym do spawania elektrodą otuloną, inwertorowe umożliwiające spawanie w trybie elektrody otulonej i metodą mig/m g, d transformatorowe do spawania metodą mig/m g. przedstawione przebiegi prezentują zarejestrowane punkty, które zostały połączone liniami przerywanymi w celu lepszego zobrazowania ich kolejności, natomiast stany pomiędzy punktami nie są zde niowane rys. 4 8 . ma to szczególne znaczenie w pobliżu punktu zwarcia. na charakterystykach naniesiono strzałki obrazujące kierunek zmian obciążenia dla wybranej krzywej. strzałka ciągła oznacza przebieg przy wzroście obciążenia, przerywana przy spadku obciążenia rys 4 6 . na rysunkach 7 i 8 krzywe te pokrywają się. rządzenia oraz b wykazują stałoprądową charakterystykę w zakresie obszaru pracy, określonego przebiegiem umownego napięcia spawania 20 0,04 i rys. 4, 5 , natomiast znacznie różnią się przebiegami przy zwarciu. w obu urządzeniach zastosowano układ ograniczający prąd zwarcia. rządzenia przechodzą w ten tryb po wykryciu właściwej oporności obciążenia, a powracają do stanu pracy właściwej po wykryciu zbyt wysokiej oporności. ma to szczególne znaczenie w przypadku spawania ręcznego elektrodą otuloną, podczas którego występują cykliczne ry 3 zmody kowany cykl obciążający, obejmujący malejącą oraz rosnącą rezystancję ig 3 modi ed loading cycle, including decreasing and increasing resistance ry 5 zbiór charakterystyk statycznych urządzenia b do spawania elektrodą otuloną z powiększonym wycinkiem w obszarze zwarcia ig 5 static characteristics bunch of de ice b for mm welding with an enhanced part in the circuit ry 4 zbiór charakterystyk statycznych urządzenia do spawania elektrodą otuloną z powiększonym wycinkiem w obszarze zwarcia ig 4 static characteristics bunch of de ice for mm welding with an enhanced part in the circuit op or no ść , o m 43przegląd spawalnictwa 1/2013 skracanie łuku oraz zwarcia. ograniczenie prądu i napięcia ma na celu ułatwienie prowadzenia elektrody w spawaniu ręcznym. w stanie zwarcia urządzenie takie przechodzi w tryb ograniczonego prądu oraz napięcia i pozostaje w nim aż do momentu rozwarcia obwodu. w trybie tym urządzenie wykazuje charakterystykę opadającą działa jak rzeczywiste źródło napięcia z rezystancją wewnętrzną w 0,035 wycinek obszaru zwarcia widoczny na rysunku 4 , natomiast urządzenie b charakterystykę stałoprądową źródło prądu wycinek obszaru zwarcia widoczny na rysunku 5 . harakterystykę statyczną urządzenia można opisać funkcjami: i in const w zakresie pracy, n z i w stanie zwarcia. harakterystykę statyczną urządzenia b można opisać funkcjami: i in const w zakresie pracy, i isw const w stanie zwarcia. podsumowując, oba urządzenia działają jak źródła prądu w czasie pracy, różnica pojawia się podczas zwarcia. rządzenie pracuje wtedy jak źródło napięcia z wewnętrzną opornością, urządzenie b jak źródło prądu. ze względu na ograniczoną liczbę dostępnych oporności obciążenia nie jest możliwe precyzyjne określenie, przy jakim obciążeniu następuje przełączenie pomiędzy zakresem pracy a zakresem zwarcia. odmienne cechy wykazuje urządzenie w trybie spawania elektrodą otuloną, mające charakterystyki opadające ze zmieniającym się nachyleniem dla różnych nastaw rys. 6 . przy niskiej wartości zadanego prądu obserwowane są niewielkie rozbieżności, które maleją dla wyższych nastaw. harakterystyki te nie są liniowe, lecz zakrzywione: wklęsłe dla nastaw poniżej 120 , wypukłe dla nastaw powyżej 120 . rządzenie w trybie spawania metodą mig/ m g wykazuje płaskie charakterystyki w zakresie roboczym określonym umownym napięciem spawania 15 0,05 i utrzymuje stałe napięcie niezależnie od prądu rys. 7 . rządzenie d, transformator z prostownikiem diodowym, wykazuje charakterystyki płaskie, jednak „granicznie” stromo opadające. jest to źródło napięcia o oporności wewnętrznej wynoszącej, dla poszczególnych nastaw, kolejno w 0,07 ; 0,0 0; 0,103 . punkt zwarcia leży dokładnie na linii charakterystyki: n ź i 2 można więc przypuszczać, że dla oporności obciążenia pomiędzy 0,1 a 0,0 także spełnia powyższą zależność 2 . ry 6 zbiór charakterystyk statycznych urządzenia w trybie spawania elektrodą otuloną ig 6 static characteristics bunch of de ice for mm welding ry 7 zbiór charakterystyk statycznych urządzenia w trybie spawania metodą mig/m g ig 7 static characteristics bunch of de ice for mig/m g welding ry 8 zbiór charakterystyk statycznych urządzenia d do spawania metodą mig/m g ig 8 static characteristics bunch of de ice d for mig/m g welding pod mowanie badania pokazały, że odpowiednio mierzone charakterystyki statyczne nadal mogą być źródłem informacji o właściwościach spawalniczych źródeł energii. dotyczy to zarówno źródeł konwencjonalnych, jak i nowoczesnych urządzeń inwertorowych. prezentowane wyniki można było uzyskać dzięki nowatorskiej koncepcji zautomatyzowanego pomiaru ze sterowanym obciążeniem rezystancyjnym. 44 przegląd spawalnictwa 1/2013 literat ra 1 egielski p., kolasa ., skrzyniecki k., kołodziejczak p.: komputerowy system do badań właściwości statycznych i dynamicznych źródeł energii elektrycznej do spawania łukowego. przegląd spawalnictwa 1/2012, s. 3. 2 kolasa ., egielski p., skrzyniecki k.: harakterystyki statyczne i dynamiczne układu źródło zasilania łuk, dla różnych metod spawania. spajanie 3/2011, s. 36-3 . 3 pierożek b., associński j.: spawanie łukowe stali w osłonach gazowych, wn warszawa 1 87. 4 projekt badawczy własny ministra nauki i szkolnictwa wyższego nr n n503 20633 pt. badanie zależności pomiędzy zjawiskami zachodzącymi w łuku spawalniczym w różnych odmianach metody m g a parametrami elektrycznymi układu łuk urządzenie spawalnicze. kierownik: prof. nzw. dr hab. inż. ndrzej kolasa. 5 skrzyniecki k., kolasa ., egielski p.: badanie charakterystyk statycznych i dynamicznych układu źródło zasilania łuk. przegląd spawalnictwa 6/2011, s. 33-36. 6 skrzyniecki k., krajewski ., egielski p., udycz m., kolasa .: zastosowanie wirtualnych przyrządów pomiarowych do badania urządzeń i procesów spawalniczych. prace naukowe politechniki warszawskiej, mechanika, z. 22 „innowacje w technikach spajania”, s. 115-124, warszawa 200 . 201110_pspaw.pdf 23przegląd spawalnictwa 10/2011 tomasz chmielewski dariusz golański napawanie brązu berylowego stellitem metodą mcaw stellite surfacing by mcaw welding of beryllium bronze dr inż. tomasz chmielewski, dr hab. inż. dariusz golański – politechnika warszawska. streszczenie w artykule przedstawiono wyniki badań napawania brązu berylowego cube2 (wg pn-en 1654) stopem narzędziowym stellite 1. celem procesu było regenerowanie oraz modyfikowanie krawędzi monolitycznych narzędzi roboczych oraz wkładek do form przeznaczonych do formowania wtryskowego tworzyw sztucznych. jako metodę napawania zastosowano napawanie łukowe drutem elektrodowym rdzeniowym w atmosferze gazu ochronnego obojętnego i1 (wg pn-en iso 14175). warunki napawania dobierano według kryterium stopnia wymieszania napoiny z podłożem na poziomie ok. 10%, zapewniającym dobre połączenie napoiny z podłożem oraz niskie rozcieńczenie napoiny materiałem podłoża. podczas badań właściwości napoin ujawniono budowę mikrostrukturalną układu podłoże-powłoka oraz wykonano rozkłady twardości w płaszczyźnie przekroju podłoże-napoina. w strefie wpływu ciepła odnotowano znaczny spadek twardości materiału podłoża wynikający ze szczególnych właściwości brązów berylowych. cykl cieplny napawania spowodował rozrost ziarna w obszarze przegrzania oraz lokalne przesycenie stopu, co było bezpośrednią przyczyną obniżenia twardości. abstract the results of cu-be hardfacing (cube2 according to pn-en1654) by stellite 1 tool alloy have been presented. the process was applied for modification and remanufacturing of monolithic edges in tools and inserts used for molds working in injection forming of plastics. the cored wire arc hardfacing in i1 inert gas has been chosen as the deposition method. the microstructure observations together with hardness measurements across deposit/substrate interface have been conducted. substantial hardness drop in substrate material has been found which was related with special properties of beryllium alloys. the hardfacing thermal cycle induced grain growth in overheated area and local solutioning of the alloy which was the direct reason of hardness loss. wstęp modyfikacja powierzchni metodami spawalniczymi przez napawanie znajduje częste zastosowanie w inżynierii powierzchni ze względu na liczne zalety powłoknapawanych. spośród wielu metod stosowanych w inżynierii powierzchni do wytwarzania powłok metalicznych i kompozytowych metaliczno-ceramicznych, powłoki napawane charakteryzują się największą grubością oraz przyczepnością do materiału podłoża. zastosowanie napawania związane jest najczęściej z modyfikacją powierzchni części maszyn (na etapie ich wytwarzania) lub regeneracją połączoną najczęściej z modyfikacją. ze względu na wysoką opłacalność procesu regeneracji drogich i skomplikowanych części maszyn, napawanie stosowane jest coraz częściej i zaczyna dotyczyć również trudno spawalnych materiałów podstawowych [1]. przedstawiono proces napawania form wykonanych z brązu berylowego cube2nico stellitem 1 metodą mcaw (metal cored arc welding) w gazie osłonowym obojętnym – metoda 139 wg pn-en iso 4063. 24 przegląd spawalnictwa 10/2011 właściwości i zastosowanie brązów berylowych stopy cu z be (nazywane tradycyjnie brązami berylowymi) zawierają do 2,1% głównego pierwiastka stopowego, często co i ni, a niekiedy do 0,25% ti. w normach europejskich są klasyfikowane w grupie stopów miedzi niskostopowych. stopy te spośród wszystkich brązów wykazują najwyższe właściwości mechaniczne oraz odporność na korozję i ścieranie. charakteryzują się dużą przewodnością cieplną i elektryczną (zwiększa ją dodatek co), brakiem skłonności do iskrzenia oraz dobrą podatnością na obróbkę plastyczną na zimno i gorąco. obróbka cieplna stopów cu z be polega na utwardzaniu wydzieleniowym, chociaż mogą być one poddawane również niskotemperaturowej obróbce cieplno-mechanicznej. utwardzanie wydzieleniowe składa się z przesycania z temperatury ok. 720÷760°c i starzenia w temperaturze ok. 300÷400°c. twardość po utwardzeniu wydzieleniowym może osiągać nawet 340 hv, a wytrzymałość rm ok. 1250 mpa. stopy te mogą być również umacniane przez obróbkę plastyczną na zimno. stopy miedzi z berylem są stosowane na elementy maszyn w wytwórniach materiałów wybuchowych i prochowniach, na szczotki silników elektrycznych i przewody trakcji elektrycznej, elektrody i przewody spawalnicze, a także na sprężyny, niektóre łożyska ślizgowe, elementy pomp i narzędzia chirurgiczne. stosowane są również na ekstremalnie obciążane elementy (wkładki) lub pełne formy do przetwórstwa tworzyw sztucznych. podstawowe właściwości brązów berylowych to: brak iskrzenia podczas uderzenia, wysokie przewodnictwo cieplne i elektryczne, podatność na odkształcenie na zimno i gorąco, wytrzymałość na rozciąganie rm = 410÷1450 mpa, moduł younga e = 115÷135 gpa, wydłużenie a = 1÷40%, dobre właściwości wytrzymałościowe po utwardzeniu wydzieleniowym, gęstość ρ = 8÷9 g/cm3, wysoka odporność na korozję. właściwości mechaniczne brązów berylowych utwardzonych zgniotem, a szczególnie utwardzanych dyspersyjnie, są porównywalne z właściwościami stali. ze względu na ograniczoną rozpuszczalność berylu w miedzi, stopy cu–be można obrabiać cieplnie metodą przesycania i starzenia (rys. 1). jak wynika z wykresu układu równowagi faz cu–be, rozpuszczalność berylu w miedzi maleje z 2,1% w temperaturze perytektycznej 864°c do ok. 0,2% w temperaturze otoczenia. faza β jest trwała jedynie w zakresie wysokiej temperatury, a w temperaturze 575°c podlega eutektoidalnemu rozpadowi na mieszaninę α + γ. zastosowanie techniczne mają stopy zawierające poniżej 2,5% berylu. charakterystyka stellitu 1 nazwa stellite pochodzi od jaskrawego błysku jak nazwa gwiazdy – stella. stellity są stopami na osnowie kobaltu, zawierającymi do 10% fe, 35÷55% co, 25÷33% cr, 10÷25% w, 2÷3% c. struktura tych stopów składa się z węglików rozlokowanych w osnowie kobaltowej. temperatura topnienia stellitów wynosi ok. 1270°c, dzięki czemu mogą być one napawane na ostrza narzędzi i nie wymagają obróbki cieplnej. ich twardość dochodzi do 62 hrc, a w temperaturze 600°c do ok. 50 hrc. do badań przyjęto stop stellite 1 o składzie: 50% co, 33% cr, 13% w oraz 2,5% c. struktura stellitów wpływa na wysoką twardość oraz wysoką doraźną wytrzymałość na rozciąganie nawet w temperaturze powyżej 800°c, niezwykłą dla innych stopów odporność na korozję i ścieranie. rys. 1. układ równowagi fazowej cu – be [2] fig. 1. cu – be phase diagram [2] rys. 2. wykres zależności wytrzymałości na rozciąganie od temperatury dla stellitu 1 (linia ciągła) na tle innych stellitów [4] fig. 2. the tensile strength change with temperature for stellite 1 (continuous line) in relation to other stellites [4] 25przegląd spawalnictwa 10/2011 twardość stellitu jest uzależniona od zawartości oraz morfologii węglików. najwyższą twardością oraz wytrzymałością rm w wysokiej temperaturze charakteryzuje się stellite 1 – na rysunku 2 linią ciągłą zaznaczono zmianę jego wytrzymałości rm w funkcji temperatury na tle innych stopów. stellity w związku z niskimi właściwościami plastycznymi są trudno odkształcalne oraz mają zdolność do kumulowania naprężeń powstających podczas napawania i wskutek wstrząsów termicznych. stopy na osnowie kobaltu stosowane są zwłaszcza do wytwarzania powłok metodami spawalniczymi i pokrewnymi na tulejach pomp, czopach, wałach, wirnikach, osłonach przeciwerozyjnych, śrubach wytłaczarek tworzyw sztucznych, stemplach do pracy na zimno i na gorąco, zaworów oraz gniazd zaworowych silników spalinowych, matrycach i innych. uzasadnieniem zastosowania stellitu na materiał powłokowy, oprócz jego właściwości mechanicznych, jest fakt tworzenia roztworu stałego pomiędzy kobaltem i miedzią, co umożliwia uzyskanie złącza metalurgicznego o dobrych właściwościach mechanicznych. napawanie powłok modyfikacyjnych proces napawania realizowano metodą mcaw (139) w gazie osłonowym obojętnym wg pn-en iso 4063. materiał napoiny stanowił stellit 1 w formie drutu rdzeniowego proszkowego oznaczony jako el-co1 elkrem. zastosowano następujące parametry napawania: natężenie prądu – 120 a, napięcie łuku – 22 v, średnica drutu elektrodowego – 2,8 mm, posuw drutu elektrodowego 2,9 m/min, wydatek gazu osłonowego (i1 wg pn-en iso 14175) 14 l/min. zastosowana metoda mcaw polega na podtapianiu powierzchni podłoża oraz topieniu drutu elektrodowego rdzeniowego proszkowego ciepłem łuku spawalniczego, który jarzy się w osłonie gazowej między metalową osłoną rurkową ciągłego drutu elektrodowego, mieszczącą rdzeń proszkowy, a przedmiotem napawanym. schemat metody mcaw przedstawiono na rysunku 3. w przypadku drutów proszkowych krople metalu odrywają się od koszulki rurkowej, dlatego mają zauważalnie szerszy obszar padania powodujący, że energia cieplna łuku jest wprowadzona do jeziorka na większej powierzchni niż podczas napawania drutem litym. przetopienie spawanego materiału jest płytsze i szersze o regularnym kołowym kształcie, co zaleca tę metodę do napawania. stopień wymieszania wykonanych napoin został określony za pomocą współczynnika udziału metalu podłoża w napoinie i mieścił się w zakresie od 7 do 10%. udział metalu podłoża w napoinie up zdefiniowano jako stosunek powierzchni przekroju nadtopionego rys. 3. schemat spawania łukowego drutem proszkowym w osłonie gazowej; lw – długość wolnego wylotu elektrody [3] fig. 3. the scheme of gas shielded metal cored arc welding process; lw – electrode extension [3] rys. 4. podział napoiny na pole przekroju: nadlewu napoiny (fn), nadtopionego metalu podłoża (fw) fig. 4. the hardface build-up cross section area: topweld (fn), melted substrate material (fw) rys. 5. przykład formy do zgrzewania elementów pojemników spożywczych z tworzyw sztucznych fig. 5. the picture of a stamp used for welding of plastic food containers 26 przegląd spawalnictwa 10/2011 metalu podłoża fw do sumy powierzchni przekroju nadlewu napoiny fn i metalu podłoża fw (rys. 4): na rysunkach 5 i 6 przedstawiono przykłady napoin ze stellitu 1 wykonano na rzeczywistych narzędziach przemysłowych. pierwsze zdjęcie przedstawia formę do zgrzewania elementów pojemników spożywczych z tworzyw sztucznych. na kolejnym zdjęciu pokazano wkładkę z brązu berylowego napawaną stellitem 1, stosowaną do aluminiowych form do rozdmuchiwania opakowań polimerowych. po procesie napawania zastosowano obróbkę cieplną polegającą na przesycaniu i starzeniu stopu cu-be. przesycanie (790°c, 2 h, chłodzenie w wodzie) miało na celu ujednorodnienie budowy mikrostrukturalnej stopu cu-be, ponieważ na skutek działania cyklu cieplnego napawania nastąpiło częściowe przesycenie w obszarze swc powodujące lokalne zmiany właściwości mechanicznych. następnie przeprowadzono proces starzenia (320°c, 3 h, stygnięcie w powietrzu) w celu przywrócenia wysokich właściwości mechanicznych stopu cu-be do wartości zbliżonych do stanu sprzed procesu napawania. badania metalograficzne napoin na odpowiednio przygotowanych próbkach przeprowadzono badania budowy strukturalnej napoin, wykonywanych w różnych etapach. pierwszy etap – bezpośrednio po wykonaniu napoiny, miał na celu określenie właściwości swc powstałej na skutek lokalnego przesycenia wywołanego cyklem cieplnym napawania (rys. 7). następne badania wykonano po przesycaniu objętościowym, tj. obróbce cieplnej w piecu oporowym (rys. 8) oraz po starzeniu (rys. 9). mikrostruktura swc była zróżnicowana zgodnie z gradientem temperatury w jej szerokości. w paśmie ok. 3,5 mm od linii wtopienia rys. 6. wkładka z brązu berylowego napawana stellitem 1 stosowana do aluminiowych form do rozdmuchiwania opakowań polimerowych fig. 6. the picture of beryllium insert hardfaced with stellite 1 used in aluminum stamps for enlarging of polymer packages zaobserwowano bliźniaki wyżarzania, których średnia cięciwa zmieniała się i w obszarze linii wtopienia wynosiła ok. 120 µm, natomiast blisko granicy swc z materiałem rodzimym ok. 67 µm. mikrostruktura stopu cube2 w swc po przesycaniu objętościowym (rys. 8) charakteryzowała się w całej objętości podłoża dużą i regularną wielkością ziaren (średnia cięciwa 115 µm) i występowaniem granic bliźniaczych. mikrostrukturę podłoża zbadano również po trzecim etapie procesu, tj. po starzeniu w temperaturze 320°c, gdzie zauważono początki przemiany nieciągłej w okolicach granicy ziarna. obszar wydzielenia nieciągłego przy granicy ziaren był niewielki, wyłącznie kilkuprocentowy w odniesieniu do obserwowanej powierzchni. badania metalograficzne uzupełniono badaniem rozkładu twardości w przekroju poprzecznym napoina-podłoże i wykonano je po napawaniu oraz po przesycaniu i starzeniu. pomiary twardości przeprowadzono za pomocą mikroskopu z twardościomierzem leitz wetzlar. otrzymane wyniki posłużyły do wykonania rys. 7. mikrostruktura napoiny stellite 1 na podłożu cu-be bezpośrednio po napawaniu, 50x fig. 7. microstructure of stellite 1 hardface deposited onto cu-be substrate (after hardfacing directly), 50x rys. 8. mikrostruktura swc w podłożu cu-be po lokalnym przesyceniu na skutek cyklu napawania cieplnego, 100x fig. 8. microstructure of haz in cu-be substrate (after local solutioning resulting from hardfacing thermal cycle), 100x 27przegląd spawalnictwa 10/2011 rys. 9. mikrostruktura swc w podłożu cu-be po przesyceniu i starzeniu, 100x fig. 9. microstructure of haz in cu-be substrate after solutioning and aging), 100x wykresów rozkładu twardości. zastosowano ocenę niepewności pomiarowej standardowej typu a, a obliczone odchylenie standardowe średniej arytmetycznej przedstawiono bezpośrednio na wykresie. na rysunku 10 przedstawiono wykresy twardości wykonane w przekroju poprzecznym podłoże-napoina. twardość materiału rodzimego po napawaniu poza swc wynosi ok. 300 µhv0,1. swc charakteryzuje się szerokością ok. 3,5 mm oraz zróżnicowaną twardością (znaczny spadek w stosunku do materiału rodzimego) o najniższej rys. 10. rozkład twardości w przekroju poprzecznym podłoże (cube)-napoina (stellite 1) fig. 10. microhardness distribution in the cross section of substrate (cu-be)-hardface (stellite 1) podsumowanie omówiona technologia napawania może znaleźć zastosowanie zarówno na etapie regenerowania części maszyn, jak również może być stosowana do modyfikacji powierzchni w procesie wytwarzania nowych części. badania wykazały, że możliwe jest napawanie łukowe mcaw (139) brązów berylowych stellitem, a otrzymane napoiny charakteryzują się wysoką twardością (znacznie wyższą niż stopy na bazie ni stosowane również do napawania stopów miedzi). degradacja materiału podłoża po napawaniu (swc) wynika z częściowej rekrystalizacji ziarna oraz lokalnego przesycenia, wywołanych cyklem cieplnym napawania. zastosowanie odpowiedniej obróbki cieplnej po napawaniu pozwala w znacznym stopniu odtworzyć właściwości materiału w obszarze swc do powartości ok. 110 µhv0,1. w napoinie stellitowej zarejestrowano twardość na poziomie ok. 600 µhv0,1. drugi wykres przedstawia rozkład twardości w przekroju poprzecznym podłoże-napoina próbki po połączonej obróbce cieplnej przesycania i starzenia. nie odnotowano zmian twardości w napoinie stellitowej. zarejestrowano wzrost twardości w znacznej części swc do poziomu materiału rodzimego oraz znaczące zawężenia pasma o niskiej twardości, którego szerokość ogranicza się po obróbce cieplnej do ok. 0,5 mm. równywalnych do stanu sprzed napawania. wydzielenie fazy równowagowej (po obróbce cieplnej) zaczyna się na granicach ziaren. literatura [1] chmielewski t. golański d.: znaczenie spawalnictwa w procesie remanufacturingu. przegląd spawalnictwa nr 6/2011, s. 29-32. [2] rdzawski z., głuchowski w.: rudy i metale nieżelazne. czasopismo naukowo-techniczne stowarzyszenia inżynierów i techników metali nieżelaznych, nr 3/2009. [3] klimpel a.: napawanie i natryskiwanie cieplne. technologie. wnt, warszawa 2000. [4] properties of deloro stellite alloys, anglia, 1970. 201110_pspaw.pdf 77przegląd spawalnictwa 10/2011 marek gucwa robert bęczkowski odporność na erozyjne zużycie strumieniowe napoin wykonanych drutem proszkowym samoosłonowym przy kącie padania ścierniwa 60° wear resistance in erosive condition of hard-facing plates  made with wire ssa and abradant impact angle 60°  dr inż. marek gucwa, dr inż. robert bęczkowski – politechnika częstochowska. streszczenie w artykule omówiono napawanie i eksploatację płyt trudnościeralnych wykorzystywanych w przemyśle wydobywczym, pracujących w warunkach zużycia metal-minerał. otrzymane wyniki prezentują właściwości dwóch napoin wykonanych z różnymi parametrami. badania zużycia erozyjnego przeprowadzono z wykorzystaniem piaskarki przemysłowej przy kącie padania strumienia erozyjnego 60°. trudne warunki pracy napoin wskazują na jednoczesny wpływ parametrów geometrycznych napoiny oraz jej właściwości mechanicznych i struktury na odporność na zużywanie. abstract the paper shows the problem of exploitation and hard-facing of abrasive-resistant plates used in mining industry, working in the condition of metal-mineral wear. in the paper presented results refer to two hard-faced padding welds made according to different parameters. the research of the wear was carried out with the 60° angle erosive stream. severe conditions of work of hard-faced abrasive-resistant plates show the simultaneous role of hard-faced pad-ding weld geometrical parameters and its mechanical and structural properties in the wear resistance. wstęp trwałość części maszyn i urządzeń jest związana z parametrami eksploatacyjnymi, których wzrost powoduje przyśpieszone zużycie. analiza przyczyn zużycia części maszyn i urządzeń wykazuje, że ok. 50% części ulega zużyciu ściernemu, 15% adhezyjnemu, 15% zmęczeniowemu, 5% w wyniku korozji, a 14% wskutek łącznego działania tych procesów zużycia [1÷3]. wszystkie wymienione przyczyny zużycia można odnaleźć w procesie eksploatacji napoin odpornych na zużycie ścierne, wykorzystywanych przez szeroko rozumiany przemysł wydobywczy. zużycie części maszyn i urządzeń w tym przypadku jest najczęściej wynikiem tarcia powierzchni metalowych o przerabiane minerały. zużycie ścierne metal-minerał następuje wówczas, gdy w obszarze tarcia występują luźne lub utwierdzone cząstki ścierniwa [1]. w praktyce można wyróżnić trzy podstawowe rodzaje zużycia ściernego tego typu: – rysowanie lub bruzdowanie materiałem ściernym działającym pod małym obciążeniem (rynny zsypowe materiałów sypkich), – mikroskrawanie materiałem ściernym działającym pod dużym obciążeniem (młyny kulowe, zęby kół zębatych, mieszarki itp.), – żłobienie dużymi cząsteczkami działającymi pod dużym obciążeniem (czerpaki koparek, walce kruszarek skał itp.). tel.: 602 118 401 tel.: 602 118 404 tel.: 602 603 313 tel.: 609 061 311 tel.: 691 865 598 78 przegląd spawalnictwa 10/2011 ekonomicznym sposobem przywracania cech użytkowych zużytym częściom jest napawanie regeneracyjne. oprócz napawania regeneracyjnego stosuje się napawanie na nowe części maszyn i urządzeń. jest to tzw. napawanie prewencyjne lub technologiczne [1, 4]. stały rozwój technologii spawalniczych oraz inżynierii materiałowej, daje możliwość wytwarzania napoin o właściwościach jakie nie były dawniej osiągalne. dzięki temu wzrasta trwałość maszyn i urządzeń nawet w trudnych warunkach eksploatacji, które można spotkać np. w przemyśle wydobywczym. szczególnie narażone na zużycie są płyty i rynny przesypowe używane w transporcie materiałów sypkich. w wykonanych badaniach porównano właściwości napoin wykonanych różnymi parametrami i zbadanie ich wpływu na odporność na zużywanie tak przygotowanych napoin. napoiny te mogą być wykorzystywane do wytwarzania wspomnianych wcześniej płyt, jak również jako wykładziny boków taśmociągów. materiały do badań jako podłoże do badań wybrano stal konstrukcyjną niestopową ogólnego przeznaczenia s235 o składzie chemicznym podanym w tablicy i. grubość blachy wynosiła 10 mm. do wykonania napoiny wybrano drut proszkowy samoosłonowy corthal 61 o średnicy 2,8 mm i podanym przez producenta składzie chemicznym zamieszczonym w tablicy ii. napoiny wykonane tym drutem są przeznaczone do pracy w warunkach zużycia ściernego typu metal-minerał. aby zrealizować cel badań, wykonano 2 napoiny jednowarstwowe z różnymi parametrami procesu. proces napawania został przeprowadzony na stanowisku do napawania automatycznego anap-1 w zakładach produkcyjno-remontowych kwb bot bełchatów s.a. parametry procesu napawania umieszczono w tablicy iii. efektem napawania z założonymi parametrami było uzyskanie 2 napoin o parametrach geometrycznych przedstawionych w tablicy iv. w tej samej tablicy zamieszczono również udziały materiału podłoża w napoinie, który obliczany jest jako stosunek powierzchni przekroju nadtopionego metalu podłoża do sumy powierzchni przekroju nadlewu napoiny oraz metalu podłoża: gdzie: up – udział materiału podłoża w napoinie, fw – powierzchnia przekroju nadtopionego metalu podłoża, fn – powierzchnia przekroju nadlewu napoiny udział materiału podłoża w napoinie jest stosunkowo duży, jednak już w pierwszej warstwie napoiny można zapewnić wymagane właściwości eksploatacyjne w większości metod napawania mały udział metalu podłoża w napoinie można uzyskać przez zmniejszenie energii liniowej procesu, czyli ilorazu mocy i prędkości napawania. jednak zmniejszenie energii liniowej pociąga za sobą spadek wydajności napawania i ekonomiczności całego procesu, a w skrajnych przypadkach może uniemożliwić prawidłowe wtopienie i przyczynić się do powstawania przyklejeń. napoina 2 była wykonywana przy wyższej energii liniowej, jednak zwiększony odcinek wolnego wylotu elektrody spowodował powstanie mniejszego wtopienia w materiał podstawowy oraz zmniejszył stopień wymieszania napoiny z materiałem podłoża. badania strukturalne w celu przeprowadzenia badań metalograficznych zostały wykonane zgłady poprzeczne. do trawienia przygotowanych zgładów użyto odczynnika o składzie chemicznym: 80 ml c2h5oh, 10 g chlorku żelaza fecl2, 10 ml hcl. badania metalograficzne zostały wykonane na mikroskopie optycznym axiovert 41. stosując ten sam materiał dodatkowy, a zmieniając część parametrów procesu napawania, osiągnięto duże zróżnicowanie struktury. jest to szczególnie widoczne, gdy porównuje tablica i. skład chemiczny stali s235 table i. chemical composition of s235 steel skład chemiczny stali, % c mn si p s al 0,22 1,10 0,10-0,35 0,050 0,050 0,020 tablica ii. skład chemiczny drutu proszkowego table ii. chemical composition of flux-care wire skład chemiczny drutu proszkowego, % c cr nb b 5,4 22 7 + tablica iii. parametry procesu napawania table iii. hard-facing parameters parametry napoina 4 napoina 7 szerokość zakosów, mm 25 25 energia liniowa napawania, kj/mm 3,27 3,72 długość wolnego wylotu elektrody, mm 20 40 odbiór ciepła, w/mk 4,3 4,3 tablica iv. średnie wartości parametrów geometrycznych napoin table iv. average values of geometrical parameters of the padding welds parametry napoina 1 napoina 2 szerokość napoiny, mm 35,33 32,67 wysokość napoiny, mm 4,01 5,12 głębokość wtopienia, mm 1,64 1,06 udział materiału podłoża w napoinie, % 32,14 22,24 79przegląd spawalnictwa 10/2011 się wielkość i kształt wydzieleń węglikowych w badanych napoinach. przedstawione mikrostruktury pochodzą ze środkowych części napoin (rys. 1, 2). struktura napoiny 1 charakteryzuje się dużą dyspersją z licznymi węglikami pierwotnymi, przy czym ich wielkość zmniejsza się od powierzchni w kierunku linii wtopienia. w napoinie tej można zauważyć w strukturze występowanie węglików pierwotnych w postaci wielokątów i liczne drobne wydzielenia węglików eutektycznych. struktura napoiny 2 składa się z wydzieleń węglików pierwotnych o kształcie podłużnym i nieregularnym w otoczeniu osnowy austenitycznej i drobnych węglików eutektycznych. należy zaznaczyć, że w przypadku tej próbki widać wyraźną dominację nieregularnych wydzieleń i przynajmniej częściowo przypadkowe zorientowanie węglików o wydłużonym kształcie. cechą charakterystyczną badanych napoin jest rozdrobnienie węglików, które zwiększają się z odległością od powierzchni i jest wywołane większymi prędkościami odprowadzania ciepła w kierunku materiału rodzimego. w tablicy v zamieszczono wyniki pomiarów udziału objętościowego węglików w strukturze w zależności od miejsca badania. badania te wykonano z wykorzystaniem programu olympus stream. badanie twardości badanie twardości wykonano na przygotowanych próbkach metodą vickersa przy obciążeniu 294,2 n. badania przeprowadzono w kierunku wzdłużnym oraz poprzecznym, a ich wyniki przedstawiono na rysunkach 3 i 4. twardość w kierunku wzdłużnym była mierzona na całej długości napoiny w odległości 2 mm od jej powierzchni. twardość w kierunku poprzecznym była mierzona w środkowej części napoiny, od jej powierzchni do linii wtopienia. z przedstawionych badań wynika, że napoina 1 charakteryzuję się mniejszą twardością niż napoina 2. można tłumaczyć to mniejszym udziałem węglików w strukturze napoiny 1 oraz większym stopniem udziału materiału podłoża w napoinie, który wynosi 32,14% w porównaniu do 22,24% w napoinie 2. rys. 1. mikrostruktura napoiny 1: a) powiększenie 100x, b) powiększenie 500x fig. 1. microstructure of padding weld 1: a) magnification 100x, b) magnification 500x rys. 2. mikrostruktura napoiny 2: a) powiększenie 100x, b) powiększenie 500x fig. 2. microstructure of padding weld 2: a) magnification 100x, b) magnification 500x tablica v. udział objętościowy węglików w strukturze table v. volume part of carbides in the structure udział objętościowy węglików, % napoina 1 napoina 2 powierzchnia napoiny 31,9 41,64 środek napoiny 34,4 43,18 w pobliżu linii wtopienia 30,34 38,16 średnia 32,21 40,99 rys. 3. twardość napoin w kierunku wzdłużnym fig. 3. hardness in the longitudinal direction rys. 4. twardość napoin w kierunku poprzecznym fig. 4. hardness in the lateral direction badanie odporności na erozyjne zużywanie strumieniowe kolejną badaną właściwością napoin była ich odporność na erozyjne zużywanie strumieniowo przy kącie padania strumienia 60°. w tym celu posłużono się piaskarką przemysłową, a najważniejsze parametry pracy piaskarki były następujące: ciśnienie 8 atm, wydajność ścierniwa 13 kg/min, średnica dyszy 9 mm, odległość dyszy od próbki ustalono na 100 mm. a) b) a) b) 80 przegląd spawalnictwa 10/2011 jako erodentu użyto ścierniwa kwarcowego o ziarnistości 0,5÷2mm. do badań przygotowano próbki o wymiarach 40x50 mm, które zostały umieszczone w specjalnym uchwycie pod kątem 60° względem dyszy. badanie procesu zużycia erozyjnego przebiegało w ten sposób, że po minucie pracy piaskarki mierzono ubytek masy próbki za pomocą wagi elektronicznej vibra model ajh-620ce o nośności 620 gramów i dokładności odczytu do 0,001. następnie próbka była badana wizualnie, ponownie montowana i poddawana procesowi zużycia przez następną minutę. całość operacji powtarzano, aż do stwierdzenia zużycia warstwy napoiny do materiału rodzimego. zużycie masowe z było obliczane ze wzoru: z = mp – mt gdzie: mp – masa początkowa, mt – masa po procesie ścierania wskaźniki zużycia, czyli intensywność zużycia oraz odporność na zużycie są znane i używane w opisie zjawisk trybologicznych. zwykle intensywność zużycia odnosi się do drogi, na jakiej zaszło to zużycie. w tym przypadku jednak zdecydowano się, na podstawie literatury, odnosić intensywność zużycia do masy ścierniwa, jakie zostało użyte w jednostce czasu [3]. z analizy otrzymanych wyników dotyczących zużycia widać, że napoina 2 charakteryzuje się większą rys. 5. zużycie masowe fig. 5. massive wear rys. 6. intensywność zużywania fig. 6. wear intensity rys. 7. odporność na zużywanie fig. 7. wear resistance wnioski parametry procesu napawania mają istotny wpływ na rodzaj powstającej struktury i jej właściwości. ilość węglików w strukturze napoiny 2 jest większa o 27% w stosunku do napoiny 1. pociąga to za sobą wzrost twardości, co w tym przypadku przekłada się w sposób bezpośredni na wzrost odporności na zużywanie. zwiększenie długości wystającego odcinka elektrody powoduje wzrost wydajności stapiania, co pociąga za sobą powstanie mniejszego wtopienia oraz zmniejszenie stopnia wymieszania napoiny z materiałem podłoża. literatura [1] klimpel a.: „napawanie i natryskiwanie cieplne-technologie”, wnt, warszawa 2000. [2] womerslay d.: hardfacing:not merely a reclamation process. surface engineering nr 1/1995, s. 43-46. [3] hejwowski t.: studium procesów zużywania erozyjnego, ściernego i zmęczenia cieplnego elementów maszyn oraz kształtowanie struktur o korzystnych właściwościach eksploatacyjnych, wydawnictwo politechniki lubelskiej 2003. [4] dziubiński j., adamiec p.: napawanie i natryskiwanie wczoraj i dziś, przegląd spawalnictwa, nr 5/1998, s. 6-8. odpornością na zużywanie w stosunku do napoiny 1 (rys, 5÷7). większa twardość oraz wielkość węglików w napoinie 2 wpływają korzystnie na wzrost odporności na zużywanie w tym systemie trybologicznym. dodatkowo napoina 2 ma większą wysokość nadlewu oraz mniejszy stopień wymieszania materiału podłoża z napoiną. czynniki te powodują, że napoina 2 charakteryzuje się w tym przypadku większą trwałością. należy pamiętać, że twardość nie może by jedynym wyznacznikiem określającym odporność na zużywanie. 201210_pspaw.pdf 2 przegląd spawalnictwa 10/2012 aleksandra małachowska marcin winnicki andrzej ambroziak perspektywy natryskiwania niskociśnieniową metodą cold spray prospects of low pressure cold spray mgr inż. aleksandra małachowska, mgr inż. marcin winnicki, dr hab. inż. andrzej ambroziak prof. pwr – politechnika wrocławska. streszczenie przedstawiono analizę literaturową natryskiwania niskociśnieniową metodą cold spray, w tym ideę samej metody, rodzaje stosowanych proszków, a także wpływ dodatku ceramiki al2o3. omówiono nanoszenie proszków metali na tworzywa sztuczne. jest to nowa perspektywa wykorzystania niskociśnieniowego natryskiwania cold spray, w której upatrywana jest szansa na szybką metalizację powierzchni tworzyw sztucznych z uniknięciem jej degradacji. abstract the paper presents literature view on low pressure cold spray, including the idea of the method, the types of powders, as well as the effect of added al2o3 particles. it also discusses depositing metal powders onto plastic substrates. this is a new perspective on the use of low pressure cold spray, which was seen as a chance for rapid metallization of plastic surfaces, thus avoiding its degradation. wstęp powłoki zaczęto stosować w celu nadania pożądanych właściwości mechanicznych, fizycznych i/lub chemicznych warstwie wierzchniej metali już pod koniec xix w. od tego czasu pojawiły się nowe obszary ich zastosowań, które i teraz są rozwijane. obecnie obserwuje wykorzystywanie powłok w celach ochronnych, dekoracyjnych i podniesienia funkcjonalności powierzchni, pozwalając nie tylko na uzyskanie unikalnych właściwości, ale również na stosowanie tańszych materiałów podstawowych (substratów), co przekłada się bezpośrednio na koszt wytworzenia finalnego produktu. nanoszenie powłok realizowane jest obecnie wieloma metodami dobieranymi w zależności m.in. od rodzaju materiału powłoki, materiału podstawowego i warunków pracy wyrobu. jedną z częściej stosowanych technik jest natryskiwanie cieplne obejmujące: natryskiwanie łukowe, plazmowe, hvof czy też detonacyjne. ze względu na topienie materiału podczas nanoszenia w powstałych powłokach występuje porowatość, a niekorzystne naprężenia cieplne uniemożliwiają nanoszenie grubych warstw. problemem w niektórych technologiach natryskiwania cieplnego jest również niedostateczna adhezja warstwy do materiału podłoża. występująca podczas natryskiwania cieplnego temperatura utrudnia też nanoszenie warstw na materiały wrażliwe na wpływ ciepła, np. polimery, których zużycie w przemyśle systematycznie wzrasta. opis metody metodę cold spray opracowano w połowie lat 80 ub. w. w rosji. polega ona na wykorzystaniu zbieżnorozbieżnej dyszy de lavala do rozpędzania do prędkości naddźwiękowych podgrzanego i sprężonego gazu oraz dostarczeniu do tego strumienia proszku o wielkości cząstek 5÷150 μm. padający proszek początkowo aktywuje powierzchnię, kraterując ją i usuwając zarazem warstwę tlenków. nanoszona warstwa tworzy się zatem z pewnym opóźnieniem na skutek wysokiego ciśnienia w miejscu zetknięcia cząsteczki z podłożem [1, 2]. następuje wówczas pękanie i usuwanie otoczki tlenków zalegających zarówno na podłożu, 3przegląd spawalnictwa 10/2012 jak i na cząsteczce, oraz adiabatyczne ścinanie, czemu towarzyszy wzrost temperatury w miejscu styku [3]. w zależności od stosowanego ciśnienia i sposobu wprowadzania proszku wyróżnia się dwie odmiany procesu: wysokoi niskociśnieniową (ang. highand low pressure cold spray). w metodzie wysokociśnieniowej cząsteczki proszku przyspieszane są nawet do 1200 m/s. jako gaz roboczy stosowany jest hel lub azot oraz ciśnienie dochodzące do 4 mpa. wymagane jest stosowanie nagrzewnic zewnętrznych. proszek podawany jest osiowo przed przewężeniem dyszy. uzyskując wysoką energię kinetyczną cząsteczek, zastosować można znacznie więcej rodzajów proszków w porównaniu do metody niskociśnieniowej, np. ti, si, ta, ag, wc, hap, stali stopowych i niestopowych (w szczególności stali nierdzewnych), stopów na osnowie kobaltu (m.in. conicraly) i inne [2, 4]. w metodzie niskociśnieniowej gazem roboczym jest na ogół powietrze, choć pojawiają się też informacje o wykorzystaniu azotu lub helu, o ciśnieniu do 1 mpa i temperaturze ok. 650°c. nagrzewnica umieszczona jest centralnie w palniku, a proszek wprowadzany jest radialnie tuż za przewężeniem (rys. 1). uzyskiwane prędkości proszku do 700 m/s pozwalają na nanoszenie jedynie proszków metali miękkich: cu, al, ni, zn i sn [4÷6]. urządzenia do niskociśnieniowego natryskiwania na zimno charakteryzują się dużą mobilnością. na rysunku 2 przedstawiono urządzenie wraz z komorą roboczą i manipulatorem znajdujące się w zakładzie spawalnictwa politechniki wrocławskiej. wpływ proszków na właściwości warstwy w celu zwiększenia wydajności metody niskociśnieniowej stosuje się dodatek ceramiki al2o3 zapobiegającej blokowaniu się dyszy, aktywującej powierzchnię i wpływającej na zmniejszenie porowatości i zwiększenie przyczepności warstwy do podłoża [5]. uzyskuje się w ten sposób wydajność ok. 20÷50% natryskiwanego proszku. badano optymalną zawartość dodatku ceramiki do proszku miedzi [7]. okazało się, że zależy ona od rodzaju zastosowanego proszku. najgęstszą warstwę uzyskano w przypadku proszku sferycznego przy 10% dodatku al2o3, najwyższą twardość i przyczepność do podłoża natomiast przy dodatku 50%. w przypadku proszku dendrytycznego minimalna zawartosć al2o3 pozwalająca uzyskać gęstą warstwę wynosiła 30%, natomiast przyczepność do podłoża i twardość wzrastała wraz z zawartością al2o3. mimo tak wysokiej zawartości ceramiki w użytym proszku, w powstałej warstwie zaobserwowano jedynie śladowe ilości cząsteczek ceramiki, co przedstawiono w tablicy i. dodatkowo zaobserwowano, że powłoki wytworzone z użyciem dendrytycznych cząsteczek zawierały większą ilość wtrąceń tlenków i cechowały się większą porowatością. powiązano większą ilość tlenków w warstwie z ich większą wyjściową zawartością w dendrytycznym proszku. wpływ dodatku ceramiki, a także rodzaju proszku pokazano na rysunku 3 [7]. zwracano także uwagę na fakt, że właściwości powłoki zależą w dużej mierze od właściwości proszku, w tym stopnia jego utlenienia [8]. istotnym parametrem jest też wielkość cząsteczek ceramiki al2o3. zauważono, że w natryskiwaych warstwach brak jest czasteczek o wielkości powyżej 100 μm. tłumaczy się to niedostateczną rys. 1. schemat metody niskociśnieniowego natryskiwania na zimno [6] fig. 1. scheme of low presure cold spray method [6] rys. 2. stanowisko do natryskiwania na zimno metodą niskociśnieniową: a) widok zewnętrzny: 1 – urządzenie dymet 413, 2 – komora robocza, 3 – manipulator; b) widok wewnętrzny: 1 – palnik, 2 – dysza de lavala fig. 2. station for low pressure cold spray: a) main view: 1 – dymet 413 device, 2 – work chamber; b) inside view: 1 – torch, 2 – de lavala nozzle tablica i. zawartość al2o3 w proszku i w powłoce; d, e – proszek dendytyczny, o – proszek sferyczny [7] table i. al2o3 contents in the powder and in the coat; d, e – dendritic powder, o – spherical powder [7] próbka zawartość al2o3 w proszku, % zawartość al2o3 w powłoce, % d-cu 50 5,2 e-cu e-10 10 0,9 e-30 30 1,5 e-50 50 3,6 o-cu o-10 10 0,7 o-30 30 2,0 o-50 50 3,3 a) b) 3 2 1 4 przegląd spawalnictwa 10/2012 prędkością dużych cząstek, które nie mają możliwości penetracji metalicznej powłoki, a jednocześnie cząsteczki proszku metali (25÷35 μm) mogą je zaklinować. wskutek tego następuje odbijanie cząstek ceramiki od powierzchni warstwy. inna teoria wskazuje na rozpad dużych cząstek ceramiki na mniejsze w efkcie uderzenia o powierzchnię [9]. struktura warstwy naniesionej niskociśnieniowo na rysunku 4 przedstawiono widok warstwy cynowej naniesionej na powierzchnię aluminium przy zastosowaniu powietrza o ciśnieniu 0,6 mpa, temperatury 200oc oraz odległości dyszy od podłoża 20 mm. zastosowano sferyczny proszek cyny sn97cu3 o ziarnistości 0÷71 μm atomizowany azotem bez dodatku ceramiki (rys. 5). na podłożu aluminiowym obserwowane są kratery powstałe na skutek uderzenia cząsteczek cyny i późniejsze ich osadzanie na aktywowanej powierzchni (rys. 4a). widać deformację cząsteczek proszku, które po uderzeniu w aluminium rozpłaszczyły się na jego powierzchni. stopień deformacji cząsteczek jest duży, co może wynikać ze znacznego przekroczenia wymaganej dla cyny prędkości krytycznej wynoszącej ok. 200 m/s. na rysunku 4b przedstawiono z kolei widok powierzchni naniesionej warstwy. warstwa ta jest stosunkowo jednolita, a cząsteczki znajdujące się na jej powierzchni uległy deformacji w mniejszym stopniu. rys. 3. przyczepność warstwy miedzi i miedzi z al2o3 (oznaczenia jak w tabl. i) [7] fig. 3. adhesion of copper coat and copper with al2o3 (designetion like in table i) [7] rys. 4. warstwa cyny (sn97cu3) naniesiona na powierzchnię aluminium: a) część brzegowa warstwa – podłoże, b) powierzchnia warstwy fig. 4. tin (sn97cu3) layer on aluminum surface: a) layer-substrate boundary, b) layer surface morphology rys. 5. proszek cyny (sn97cu3) do natryskiwania fig. 5. tin powder (sn97cu3) for spraying przewodność warstw nanoszonych metodą lpcs w literaturze dostępne są wyniki badań dot. przewodności cieplnej powłok nanoszonych plazmowo w powietrzu, przy czym większość modeli uwzględnia negatywny wpływ na nią porowatości oraz pęknięć powłok na skutek skurczu termicznego, a także wynikających z niedostarczonego połączenia ziaren [10, 11]. w odróżnieniu od klasycznych metod natryskiwania cieplnego, w metodzie cold spray nie występują naprężenia termiczne, a porowatość nie przekracza 0,5%, dlatego kluczowy wpływ na przewodność cieplną będą miały połączenia pomiędzy ziarnami [12]. w niskociśnieniowej odmianie cold spray konieczne jest jeszcze uwzględnienie wpływu korundu pozostającego w wykonanej powłoce. wydaje się jednak, że nie powinno występować znaczące obniżenie przewodności ze względu na stosunkowo małe jego ilości. sprawdzano możliwość zastosowania niskociśnieniowego cold spray do maskowania połączeń zakładkowych, żeby zwiększyć ochronę przed magnetyczną interferencją [13]. zawartość ceramiki w proszku nie przekraczała 20% i jak widać w tablicy ii, nieznacznie w przypadku aluminium i cynku poprawiała się przewodność w stosunku do czystego proszku. a) b) tablica ii. porównanie właściwości naniesionych warstw [13] table ii. sprayed layers properties comparision [13] rodzaj proszku grubość μm adhezja mpa przewodność % iacs aluminium 175 5,9 43 90% al – 10% al2o3 300 12,2 44 90% al – 10% zn 500 9,6 21 cyna 380 4,0 13 90% cyna – 10% al2o3 75 4,2 12 cynk 150 6,2 19 80% zn – 20% al 300 11,4 24 5przegląd spawalnictwa 10/2012 nanoszenie powłok metalicznych na tworzywa sztuczne w związku ze wzrostem zużycia tworzyw sztucznych, istotna wydaje się możliwość modyfikacji ich powierzchni, w tym metalizacja pełniąca funkcje warstwy ochronnej, bądź przewodzącej. najbardziej rozpowszechnioną techniką nanoszenia powłok, ze względu na niskie koszty, jest metoda termiczna, czyli nanoszenie warstw metalicznych na tworzywa sztuczne realizowane było dotychczas za pomocą metod takich jak pvd, cvd, elektroplaterowanie czy też pokrywanie powierzchni przewodzącą farbą. cieplna metalizacja natryskowa borykała się natomiast z problemem degradacji termicznej podłoża. w pracach [14, 15] podano przykłady udanego natryskiwania powłok metalicznych na tworzywa, m.in. cyny na pc/abs, polipropylen, polistyren, poliamid-6, a także miedź na pa66. w [16] do nanoszenia aluminium na peek450ca30 zastosowano ciśnienie 1,2 mpa, temperaturą 300°c i odległość dyszy od podłoża 20 mm uzyskując powłoki gęste o małej porowatości (do 2,9%). badano również warstwy natryskiwane podwójnie, aluminiowo-miedziane, w których zaobserwowano pozytywny wpływ nanoszenia miedzi jako drugiej warstwy (rys. 6). mikrotwardość warstwy aluminium wyniosła 52 hv0,1 w porównaniu do mikrotwardości czystego aluminium 42 hv0,1. adhezja warstwy wyniosła 2,26 mpa. ze względu na większą gęstość miedzi powodowała ona zagęszczenie aluminium i tym samym zmniejszenie porowatości [16]. także wstępne prace własne potwierdziły możliwość nanoszenia warstwy cyny na tworzywo sztuczne za pomocą niskociśnieniowego cold spray. do wytworzenia warstwy został wykorzystany sferyczny proszek cyny sn97cu3 o ziarnistości 0÷71 μm. jako materiał podłoża użyto kompozyt poliamidu-6 wzmacnianego włóknem szklanym. warstwę natryskiwano w kilku przejściach. w pierwszym z wykorzystaniem niepodgrzanego powietrza o ciśnieniu 0,55 mpa, w kolejnych przy temperaturze 200°c. na rysunku 7 przedstawiono szczelną warstwę cyny na powierzchni tworzywa. pierwsze cząsteczki proszku weszły w tworzywo, tworząc warstwę przejściową. następny etap osadzania cząsteczek proszku następował już jak przy natryskiwaniu na metal. nanoszenie tworzywa sztucznego metodą cold spray nanoszenie tworzyw sztucznych metodą cold spray jest możliwe zarówno na podłoża metaliczne, jak i wykonane z tworzyw sztucznych, przy czym w przypadku podłoża metalicznego konieczne jest podgrzanie substratu lub proszku, aby uzyskać wymaganą wydajność. prędkość krytyczna dla tworzyw sztucznych wynosi 100÷150 m/s, co jest wartością dużo mniejszą niż dla metali [17÷19]. ze względu na tak specyficzne wymagania zaproponowano specjalną dyszę [18]. zapewnia ona uzyskanie niewielkich prędkości gazu i podwyższonej temperatury w części rozbieżnej dyszy, co zapewnia wyższą wydajność i nie wymaga podgrzania substratu. mimo stosunkowo niewielu źródeł literaturowych na temat nanoszenia tworzyw sztucznych na powierzchnię metali za pomocą cold spray, w pracy [20] wskazano, że jest to najkorzystniejsza, pod względem kosztów i parametrów, metoda do wytworzenia warstw przejściowych w hybrydowych elementach metalowo-polimerowych (rys. 8). warstwa przejściowa nanoszona cold spray umożliwia uzyskanie dobrej adhezji podczas późniejszego wytwarzania żeber metodą wtrysku. w porównaniu uwzględniono różne metody w tym złoże fluidalne, elektrostatyczne natryskiwanie, a także natryskiwanie płomieniowe, hvof i plazmowe. rys. 6. a) warstwa aluminiowo-miedziana naniesiona metodą cold spray, b) miejsce kontaktu warstwy z podłożem [16] fig. 6. a) cold sprayed aluminum-copper layer, b) layer-substrate boundary [16] rys. 7. warstwa sn97cu3 naniesiona na powierzchnię kompozytu poliamidu 6 wzmacnianego włóknem szklanym. pow. 200x fig. 7. sn97cu3 layer on polycaprolactam with glass fibre strengthen. magn. 200x rys. 8. przykład elementu hybrydowego fig. 8. hybrid part example a) b) 6 przegląd spawalnictwa 10/2012 wnioski z analizy literatury i wstępnych własnych badań wynika, że: – niskociśnieniowa metoda natryskiwania na zimno umożliwia uzyskanie gęstych warstw metalicznych na powierzchni tworzyw sztucznych i metali, – uzyskane warstwy cechują się dobrą przewodnością elektryczną, – istotny wpływ na właściwości uzyskanych warstw ma udział al2o3, – możliwe jest uzyskanie warstw tworzyw sztucznych na powierzchni metali. literatura [1] klinkov s. v., kosarev v. f., rein m.: cold spray deposition: significance of particle impact phenomena, aerospace science an technology, 2005, vol. 9, s. 582-591. [2] klassen t., gärtner f., schmidt t., kliemann j.-o., onizawa k., donner k.-r., gutzmann h., binder k., kreye h.: basic principles and application potentials of cold gas spraying, mat.-wiss. u.werkstofftech, 2010, vol. 41, no. 7, s. 575-584. [3] hussain t., mccartney d.g., shipway p.h., zhang d.: bonding mechanisms in cold spraying: the contributions of metallurgicaland mechanical components, journal of thermal spraytechnology, 2009, vol. 18, no. 3, s. 364-379. [4] winnicki m., kocimski j., a. ambroziak a.: porównanie wydajności procesu dwóch metod natryskiwania na zimno: niskoi wysokociśnieniowej, xxxix szkoła inżynierii materiałowej, kraków-krynica, 27-30 ix 2011: [monografia/pod red. jerzego pacyny]. 2011 (kraków: zakład usług poligraficznych). s. 247-252. [5] koivuluoto h., lagerbom j., kylmälahti m., vuoristo p.: microstructure and mechanical properties of low-pressure coldsprayed (lpcs) coatings, journal of thermal spray technology, 2008, vol. 17(5-6), s. 721-727. [6] xian-jin ning, jae-hoon jang, hyung-jun kim: the effects of powder properties on in-flight particle velocity and deposition process during low pressure cold spray process, applied surface science, 2007, vol. 253, s.7449-7455. [7] koivuluoto h., vuoristo p.: effect of powder type and composition on structure and mechanical properties of cu +al2o3 coatings prepared by using low-pressure cold spray process, journal of thermal spray technology, 2010, vol. 19 (5), s. 1081-1092. [8] kairet t., degrez m., campana f., janssen j.-p.: influence of the powder size distributionon the microstructure of coldsprayed copper coatings studied by x-ray diffraction, journal of thermal spray technology, 2007, vol. 16 (5-6), s. 610-618. [9] sova a., kosarev v.f., papyrin a., and smurov i.: effect of ceramic particle velocity on coldspray deposition of metal-ceramic coatings, journal of thermal spray technology, 2011, vol. 20 (1-2), 285-291. [10] azarmia f., coyleb t. mostaghimib j.: young’s modulus measurement and study of the relationship between mechanical properties and microstructure of air plasma sprayed alloy 625, surface and coatings technology, vol. 203, issue. 8, 15 january 2009, s. 1045-1054. [11] sevostianov i., kachanov m:. plasma-sprayed ceramic coatings: anisotropic elastic and conductive properties in relation to the microstructure; cross-property correlations, materials science and engineering: a vol. 297, issues 1-2, 15 january 2001, s. 235-243. [12] sundararajan g., chavan n. m., sivakumar g., phani p.s.: evaluation of parameters for assessmen of inter-splat bond strength in cold-sprayed coatings, journal of thermal spray technology, vol. 19 (6), december 2010, s. 1255-1266. [13] champagne v., helfritch d.: electromagnetic interference shielding by the cold spray particle deposition of an aluminum-alumina matrix, journal of advanced materials, vol. 40(1), 2008. [14] lupoi r., o’neill w.: deposition of metallic coatings on polymer surfaces using cold spray, surface & coatings technology, vol. 205 (2010), s. 2167-2173. [15] barletta m., gisario a., tagliaferri v.: electrostatic spray deposition (esd) of polymeric powders on thermoplastic (pa66) substrate, surface & coatings technology, vol. 201 (2006), s. 296-308. [16] zhou x.l., chen a.f., liu j.c., wu x.k., zhang j.s.: preparation of metallic coatings on polymer matrix composites by cold spray, surface & coatings technology, vol. 206 (2011), s. 132-136. [17] grujicic m., pandurangan b., bell w.c., daqaq m., ma l., seyr n., erdmann m., holzleitner j.: a computational analysis and suitability assessment of cold-gas dynamic spraying of glass-fiber-reinforced poly-amide 6 for use indirect-adhesion polymer metal hybrid components, applied surface science, vol. 254 (2008), s. 2136-2145. [18] alhulaifi a.s., buck g.a., arbegast w.j.: numerical and experimental investigation of cold spray gas dynamic effects for polymer coating, journal of thermal spray technology, 2012. [19] xuy., hutchings i.m.: cold spray deposition of thermoplastic powder, surface & coatings technology, vol. 201 (2006), s. 3044-3050. [20] grujicic m., sellappana v., mearsa l., xuana x.,seyrb n., erdmannc m., holzleitnerc j.: selection of the spraying technologies for over-coating of metal-stampings with thermo-plastics for use indirect-adhesion polymer metal hybrid load-bearing components, journal of materials processing technology, vol. 198 (2008), s. 300-312. welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(4) 2019 39 doi http://dx.doi.org/10.26628/wtr.v91i4.1031 article influence of the laser welding process on changes in the magnetic induction of the religa heart rot pump sebastian stano1,*, roman kustosz2, artur kapis2, przemysław kurtyka2, jerzy zalewski2, magda zarwańska2 1 łukasiewicz research network – welding institute, gliwice, poland; 2 fundacja rozwoju kardiochirurgii im. prof. zbigniewa religi, zabrze, poland; roman kustosz; romankustosz@fcsd.pl artur kapis; akapis@fcsd.pl przemysław kurtyka; pkurtyka@fcsd.pl jerzy zalewski; jerzyzalewski@fcsd.pl magda zarwańska; zarwanska@fcsd.pl * correspondence: dr. sebastian stano; sebastian.stano@is.gliwice.pl abstract: the study addresses the results concerning the laser welding technology of the titanium circulatory support blood pump religa heart rot. pulse laser welding parameters were determined and selected. the influence of the pulse welding parameters and other conditions of welding process on the magnetic induction distribution of the mechanical circulatory support blood pump was investigated. keywords: pulse laser welding; titanium alloys laser; magnetic induction distribution introduction the foundation of cardiac surgery development in zabrze (fcsd), the artificial heart laboratory, conducts intensive work on the construction and manufacture of a cardiac support pump. previously used national cardiac pumps are extracorporeal pumps, which means that a patient waiting for a heart transplant in a hospital ward must be present and be uncomfortably discharged during simple daily activities. religa heart rot is a miniature centrifugal pump, implanted through the tip directly into the left ventricle of the heart, which allows it to be placed in the pericardial sac just in the vicinity of the heart. it pumps blood from the left ventricle to the aorta thanks to the spinning of a miniature rotor (closed channels) suspended in a static magnetic field and rotating at a rotational speed of 2,500 to 5,500 rpm thanks to the use of a variable magnetic field drive. this design of the pump ensures that the blood is pumped through the channels of the rotor, which circulates blood on all sides, eliminating the formation of local areas with an increased risk of thrombus formation [1]. one of the key elements of the rh rot is the pump rotor, which is a multi-part construction that possesses permanent magnets that are extremely important for its proper operation, enabling the pump to rotate in a static magnetic field. stable operation of the rotor is ensured by the use of two suspension systems: magnetic and hydrodynamic bearings, located in the upper and lower part of the rotor. in the original design assumptions, the rotor elements were glued together. at present, due to the necessity of obtaining a permanent and tight connection, it has been decided to replace the parts of glued connections of the rotor with welded joints. the weld on the edges of the rotor should ensure high tightness of the connection, preventing the penetration of body fluids into the rotor. in addition, the use of additional finishing treatments, including polishing of the weld, will allow the removal of sharp edges that expose blood to traumatization. pulse laser welding laser welding of titanium alloys, along with classical tig arc welding, is increasingly used in industry. relatively small amounts of heat introduced into the joint in order to obtain a connection, compared to the tig method, result in obtaining welds with much smaller face and root width and a very narrow heat affected zone. as in the case of arc welding, it is necessary to use a gas shield for a liquid pool and hot weld due to the high ease of absorption by most titanium alloys of gases from the surrounding atmosphere at temperatures above 300 c [2÷19]. the scope and method of the gas shield used depends directly http://dx.doi.org/10.26628/wtr.v91i4.1031 mailto:romankustosz@frk.pl mailto:akapis@fcsd.pl mailto:pkurtyka@fcsd.pl mailto:jerzyzalewski@fcsd.pl mailto:zarwanska@fcsd.pl mailto:sebastian.stano@is.gliwice.pl welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(4) 2019 40 on the laser welding parameters – the amount of heat input in the welding process, in particular on the laser operating mode – continuous mode or pulse mode. the emission of a laser beam in pulse mode means that the energy necessary to melt the material and create a weld is delivered to the material not continuously, but intermittently at a certain frequency. the continuous weld produced by the laser beam emitted in pulse mode consists of a series of overlapping spot welds. one pulse creates a single spot weld. the pulse repetition frequency should be chosen so that the new spot weld created after the previous joint solidifies. if the repetition frequency is too high, the pulse welding process may proceed as a continuous beam welding process, where a continuous gas channel or liquid weld pool is produced. the degree of overlapping of particular impulses determined in percent means to what extent the area melted by a single impulse overlaps a similar area produced by the previous impulse. with the help of the overlap, you can influence the uniformity of the weld structure and the effective penetration depth achieved (fig. 1), as well as the roughness and aesthetic appearance of the weld face. the overlap depends on the welding speed, the diameter of the laser beam on the material and the frequency of repetition of pulses. in practice, a simplified formula (1) is used to calculate the welding speed v for the assumed z overlap at a given diameter of the laser beam on the material d and the repetition frequency fp: 𝑣 = 𝑑 ∙ 𝑓𝑝 ∙ (1 − 𝑍 100 ) (1) fig. 1. graphical interpretation of the laser beam pulse overlap and effective depth of penetration with a fixed value of the overlap, for a given diameter of the laser beam on the material it is possible to obtain many pairs of welding speeds and repetition frequency of pulses, which result in theoretically obtaining the same depth of penetration. however, these parameters will differ in the average power obtained, which directly shows the amount of heat that is introduced in the process of joining the welded element (fig. 2). fig. 2. graphic comparison of the obtained average laser beam power with the same pulse parameters and at different repetition frequencies welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(4) 2019 41 own research the aim of the research was to develop a laser welding technology for titanium elements of the rh rot artificial heart pump rotor, including the choice of welding parameters ensuring: tightness of the connection without full remelting of the rotor wall and maximum limitation of the heat input due to the probable change in the magnetic field distribution of the rotor pumps as a result of the influence of the thermal cycle of welding. workstation and materials for testing the laser welding tests were carried out using the trulaser station 5004 workstation installed in the welding institute with numerical control of the laser head positioning in three linear axes and a numerically controlled rotator (fig. 3a). the trupulse 103 laser resonator with a 95 w average power and a maximum pulse power of 6 kw is integrated with the trulaser station 5004. in the welding process, argon was used at a flow rate of 6÷8 l/min through a gas nozzle with a diameter of 8 mm with a gas lens ensuring a laminar flow of shielding gas. the setting of the gas nozzle (fig. 3b) and the selected shielding gas flow ensured a stable welding process and no tarnish on the surface of the welded titanium rotor (fig. 3c). the rotor of the artificial heart pump rh rot is a multi-part element made of ti6al7nb titanium alloy with a specified biocompatibility, suitable for elements in contact with human tissue. pump rotors for welding tests were delivered by the fcsd in a compound state. the outer rotor discs of the pump are covered with titanium nitride. due to the high costs of obtaining the tin coating, a part of the pre-welding tests were carried out on pump rotors without coating with titanium nitride. when attempting to weld discs with tin coating, titanium nitride was mechanically removed from the contact area of the connected elements. the rotor of the pump was fixed with special brackets (separately for external and internal welds) in the machine's impeller. initially, the horizontal angle of the rotor's rotary axis was 0° for external welds and 17° for internal welds, with the vertical direction of the laser beam propagating. in further studies, the inclination angle of the rotation axis for external welds was set at 12.5° to direct the laser beam to a more massive rotor core element. two external butt welds (ø34) and two internal perimeter seams (ø9) were made for one pump rotor (fig. 4). before delivery of the rotors for welding, the fcsd performed inductance distribution measurements for each rotor. (a) (b) (c) fig. 3. a) trulaser station 5004 installed in the is laboratory of laser technology, b) test element mounted in the positioner's holder, c) monitor screen with the real image of the pulse welding process (a) (b) fig. 4. a) rotor of the rh-rot pump with marked locations of welds, b) scheme of assembly of the elements for welding welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(4) 2019 42 research results and analysis in order to determine the effect of the pulse power on the obtained depth of penetration and changes in the magnetic field of the rotor, the test rotor was divided into four equal sectors (quarters). sectors as well as external and internal welds made in these sectors are marked with letters a to d. a continuous weld overlap z = 75% and a pulse repetition frequency of 10 hz were assumed. for the above parameters, the welding linear velocity 0.75 mm/s was calculated, which was then converted into rotor's speed according to its external diameter (0.41 rpm) and internal diameter (1.6 rpm). each of the sectors was made at a different setting of the maximum level of pulse power (table i). after the welding tests, the rotor was transferred to the fcsd for measurements of the magnetic field strength of the rotor and their comparison with inductance measurements before welding. this way maps of the magnetic flux change distribution of the rotor were created as a result of the interaction of different thermal cycles of welding in individual sectors of the rotor (fig. 5). analysis of the obtained magnetic induction maps showed that the applied welding parameters influence the magnetic induction of the rotor. the smallest decrease in magnetic induction was obtained in the rotor's sector a, i.e. the sector in which the smallest pulse power was applied ‒ 350 w (medium power pav = 6.96 w). with the increase of the impulse power applied in particular sectors b, c and d, the percentage decrease in the magnetic induction as well as the area of the resulting changes increased. in sectors d (pulse power p = 500 w, medium power pav = 9.96w), in the areas of external welds, declines in magnetic induction of 80÷100% were recorded. taking into account the criterion of the smallest decrease in the magnetic induction of the rotor, the most preferred parameters were laser welding parameters used in sector a. despite the use of low impulse power (350 w) in sector a, small areas of the rotor magnetic flux distribution maps were found in these sectors, in which a decrease in magnetic induction was obtained by approx. 20÷40%. table i. welding parameters used in individual sectors of the rotor weld p [w] t [ms] f [hz] n [rev/min] e [j] pav [w] angle [°] designation of sectors and lines of intersection for metallographic defects aexternal 350 2 10 0.41 0.65 6.96 0.0 ainternal 350 2 10 1.60 0.65 6.96 17.5 bexternal 400 2 10 0.41 0.70 8.04 0.0 binternal 400 2 10 1.60 0.70 8.04 17.5 cexternal 450 2 10 0.41 0.75 9.00 0.0 cinternal 450 2 10 1.60 0.75 9.00 17.5 dexternal 500 2 10 0.41 0.80 9.96 0.0 dinternal 500 2 10 1.60 0.80 9.96 17.5 rys. 5. map of the distribution of changes in magnetic induction as a result of different heat cycles of welding in individual sectors. welding parameters in individual sectors are shown in table i welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(4) 2019 43 in addition to the criterion of the smallest decrease in the magnetic induction of the rotor, it is also important to obtain the appropriate depth of penetration and weld tightness as well as the minimum roughness. in order to determine the obtained penetration depth for individual welding parameters, metallographic defects were performed in individual sectors by cutting the rotor along the cross-section lines marked in the figure in table i. four metallographic welds were obtained for individual sectors: two external welds and two internal welds (fig. 6÷9). rotor's bottom disk rotor's upper disk e x te rn a l w e ld s wl = 0.455 mm, h = 0.209 mm wl = 0.455 mm, h = 0.104 mm in te rn a l w e ld s wl = 0.437 mm, h = 0.129 mm wl = 0,455 mm, h = 0.131 mm fig. 6. metallographic microsections and the results of measurements of the width of the face wl and depth of penetration h of external and internal joints of the pump rotor from sector a (table i) analyzing the obtained penetration depths in individual rotor sectors, it was found that penetration obtained in sector a (minimum penetration was above 0.1 mm) is sufficient for proper and safe operation of the pump. with the increase of the pulse power used in particular welding sectors, the depth of penetration increased, at the same time adversely affecting changes in the magnetization of magnets inside the rotor. measurements of the weld face profile showed that the obtained face is smooth and the smallest roughness was characterized by welds from sector a, in particular internal welds, which were made with the inclination of the rotor axis of the rotor by 17.5°. an analysis of the selected laser welding parameters of the pump rotor was carried out. it has been found that further reduction of the pulse power and/or pulse duration, along with the reduction of the amount of heat introduced into the rotor, will result in a drop in the depth of penetration. this may result in leakiness of welds after surface treatment of the rotor. therefore, it has been proposed to perform the welding tests of the pump rotor while maintaining the power and duration parameters of the laser pulse as in sector a (table i), while reducing the repetition rate of laser pulses. welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(4) 2019 44 rotor's bottom disk rotor's upper disk e x te rn a l w e ld s wl = 0.455 mm; h = 0.205 mm wl = 0.483 mm, h = 0.153 mm in te rn a l w e ld s wl = 0.467 mm, h = 0.161 mm wl = 0.473 mm, h = 0.175 mm fig. 7. metallographic microsections and the results of measurements of the width of the face wl and depth of penetration h of external and internal joints of the pump rotor from sector b (table i) rotor's bottom disk rotor's upper disk e x te rn a l w e ld s wl = 0.537 mm, h = 0.207 mm wl = 0.513 mm, h = 0.207 mm in te rn a l w e ld s wl = 0.447 mm, h = 0.185 mm wl = 0.483 mm, h = 0.167 mm fig. 8. metallographic microsections and the results of measurements of the width of the face wl and depth of penetration h of external and internal joints of the pump rotor from sector c (table i) welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(4) 2019 45 rotor's bottom disk rotor's upper disk e x te rn a l w e ld s wl = 0.522 mm, h = 0.273 mm wl = 0.527 mm, h = 0.287 mm in te rn a l w e ld s wl = 0.471 mm, h = 0.233 mm wl = 0.567 mm, h = 0.265 mm fig. 9. metallographic microsections and the results of measurements of the width of the face wl and depth of penetration h of external and internal joints of the pump rotor from sector d (table i) the reduced frequency forces the rotor welding speed to be reduced to preserve the overlap of 75%. the number of spot welds made on the perimeter of the rotor remains unchanged. the total amount of heat delivered during the execution of a single perimeter weld remains unchanged. however, the amount of heat entered per unit of time changes. this means that by extending the delivery time of the total energy needed to produce the entire weld, the accumulation of heat in the welding area can be reduced. increasing the break time between laser pulses makes it possible to dissipate the heat delivered to the joint by thermal conduction into the rotor housing and exchange heat with the surrounding air rotor. thus, the efficiency of the welding process decreases, which means that the welding of the rotor takes longer. this operation is effective only in the case of pulsed laser welding, where the penetration depth does not depend on the welding speed. calculations of rotor’s rotational speed for external and internal welds were made, necessary to maintain 75% of the overlap using a pulse as in sector a for individual pulse repetition frequency values (table ii). during the testing of welding trajectory mapping, a hardware limitation was found regarding the possible stable rotational speed of the positioner, which resulted in a specific selection of repetition frequency. comparison of the obtained results of magnetic field measurements after welding to the results of magnetic field measurements of the rotor before welding allowed to obtain a map of the distribution of magnetic induction changes in particular welded sectors with different parameters of the laser welding process (figure 10). it was found that in sectors a and b, during making the external and internal welds, there was no change in the inductance of the magnets inside the rotor. small differences in the inductance appearing at the boundary of the magnets result from the inaccuracy of the measuring magnetic induction. welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(4) 2019 46 table ii. welding parameters used in individual sectors of the rotor with a reduced frequency of repetition of pulses weld p [w] t [ms] f [hz] n [rev/min] e [j] pav [w] angle [o] a81/83zew 350 2 1 0.04 0.65 0.65 12.5 a81/83wew 350 2 0.5 0.04 0.65 0.32 17.5 b81/83zew 350 2 2 0.04 0.65 1.3 12.5 b81/83wew 350 2 2 0.32 0.65 1.3 17.5 c81/83zew 350 2 7 0.29 0.65 4.6 12.5 c81/83wew 350 2 4 0.64 0.65 2.6 17.5 d81/83zew 350 2 8 0.34 0.65 5.15 12.5 d81/83wew 350 2 6 0.95 0.65 3.9 17.5 fig. 10. map of the distribution of changes in magnetic induction of the welded rotor with a reduced frequency of repetition of pulses. welding parameters in individual sectors are shown in the table ii summary the slowdown of the pulse laser welding process, without affecting the penetration depth obtained, has a direct effect on the amount of heat introduced into the welded joint area. in the case of temperature-sensitive elements, e.g. due to the presence of neodymium magnets in the vicinity of the welds, lowering the welding frequency and thus welding speed allows to limit the average power transmitted to the welded element and significantly reduce the maximum temperature inside the welded element. lowering the welding speed and impulse frequency in the welding process of the rh-rot pump rotor made it possible to achieve the desired effect – connecting with maintaining metallic continuity over the entire length of the welded joint and preserving the magnetic properties of neodymium magnets inside the rotor at the level as before the welding process (fig. 11). fig. 11. map of the distribution of changes in magnetic induction of the welded rotor with a reduced frequency of repetition of pulses – parameters a according to table ii welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(4) 2019 47 the welding process of the rh-rot heart pump rotor, due to the need to limit the heat accumulation in the welded pump rotor, is an inefficient process. the direct welding time for one of the four welds at a speed of 0.04 rpm is 25 minutes. the direct welding time of the entire rotor is 100 minutes. it is an example of an application where the efficiency of the welding process is not the main priority in the technological process, and increasing the welding speed, although it does not directly affect the quality of the welds, directly affects the loss of usable properties of the entire welded element. references 1. altyntsev i.; kurtyka p.; darłak m.; kustosz r. investigation of the permanent magnetic bearings for religa heart rot centrifugal blood pump. int. j. artif. organs 2016; vol. 39(7); [crossref] 2. junaid m.; baig m.n.; shamir m.; khan f.n.; rehman k.; haider j. a comparative study of pulsed laser and pulsed tig welding of ti-5al-2.5sn titanium alloy sheet. journal of materials processing technology 2017 vol. 242; 24-38. [crossref] 3. palanivel r.; dinaharan i.; laubscher r.f. microstructure evolution and mechanical characterization of nd:yag laser beam welded titanium tubes. materials characterization 2017; vol. 134; 225–235. 4. ascari a.; fortunato a.; guerrini g; liverani e.; lutey a. long pulse laser micro welding of commercially pure titanium thin sheets. procedia engineering 2017; vol. 184; 274 – 283. [crossref] 5. lisiecki a. 2013431 welding of titanium alloy by disk laser proceedings volume 8703; laser technology 2012: applications of lasers; 87030t (2013) https://doi.org/10.1117/12; tenth symposium on laser technology; 2012; szczecin; poland. 6. fang y.; jiang x.; song t.; mo d.; luo z. pulsed laser welding of ti-6al-4v titanium alloy to aisi 316l stainless steel using cu/nb bilayer. materials letters 2019; vol. 244; 1 june; 163-166 [crossref] 7. chen h.; bi g.; lee b.y.; cheng c.k. laser welding of cp ti to stainless steel with different temporal pulse shapes. journal of materials processing technology 2016; vol. 231(5); 58-65. 8. zhang y.; sun d. q.; gu x.y.; li h.m. strength improvement and interface characteristic of direct laser welded ti alloy/stainless steel joint. materials letters 2018; vol. 231; 15 november; 31-34. [crossref] 9. torkamany m.j.; malek ghaini f.; poursalehi r. dissimilar pulsed nd:yag laser welding of pure niobium to ti– 6al–4v. materials & design 2014; vol. 53(1); 915-920. 10. gursel a. crack risk in nd: yag laser welding of ti-6al-4v alloy. materials letters 2017; vol. 197; 15 june; 233-235. 11. li c.; li b.; wu z.; qi x.; ye b.; wang a. stitch welding of ti–6al–4v titanium alloy by fiber laser. transactions of nonferrous metals society of china 2017; vol. 27(1); 91-101. [crossref] 12. sarre b.; flouriot s.; geandier g.; panicaud b.; de rancourt v. mechanical behavior and fracture mechanisms of titanium alloy welded joints made by pulsed laser beam welding. procedia structural integrity 2016; vol. 2; 35693576. [crossref] 13. gao x.l.; zhang l.j.; liu j.; zhang j.x. porosity and microstructure in pulsed nd:yag laser welded ti6al4v sheet. journal of materials processing technology 2014; vol. 214( 7); 1316-1325. [crossref] 14. mannucci a.; tomashchuk i.; mathieu a.; cicala e.; boucheron t.; bolot r.; lafaye s. direct laser welding of pure titanium to austenitic stainless steel. procedia cirp 2018; vol. 74; 485-490. [hyperlink] 15. xu p.q. microstructure characterization of ti–6al–4v titanium laser weld and its deformation. transactions of nonferrous metals society of china 2012; vol. 22 (9); 2118-2123. [crossref] 16. gao x. l.; zhang l.j.; liu j.; zhang j.x. a comparative study of pulsed nd:yag laser welding and tig welding of thin ti6al4v titanium alloy plate. materials science and engineering: a 2013; vol. 559 (1); 14-21. [crossref] 17. casalino g.; mortello m.; campanelli s.l. ytterbium fiber laser welding of ti6al4v alloy. journal of manufacturing processes 2015; vol. 20; part 1; 250-256. 18. zhao s.; yu g.; he x.; hu y. microstructural and mechanical characteristics of laser welding of ti6al4v and lead metal. journal of materials processing technology 2012; vol. 212 (7); 1520-1527. 19. akman e; demir a.; canel t.; sınmazçelik t. laser welding of ti6al4v titanium alloys. journal of materials processing technology 2009; vol. 209 (8); 3705-3713. © 2019 by the authors. submitted for possible open access publication under the terms and conditions of the creative commons attribution (cc by) license (http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/). https://doi.org/10.5301/ijao.5000507 https://doi.org/10.1016/j.jmatprotec.2016.11.018 https://doi.org/10.1016/j.proeng.2017.04.095 https://doi.org/10.1016/j.matlet.2019.02.075 https://doi.org/10.1016/j.matlet.2018.08.014 https://doi.org/10.1016/s1003-6326(17)60010-4 https://doi.org/10.1016/j.prostr.2016.06.445 https://doi.org/10.1016/j.jmatprotec.2014.01.015 https://pdf.sciencedirectassets.com/282173/1-s2.0-s2212827118x00092/1-s2.0-s2212827118309247/main.pdf?x-amz-security-token=agojb3jpz2lux2vjefaacxvzlwvhc3qtmsjhmeucidsfujiw0tu3hyanvskw6vy8%2blhkw1qqgqsni1ecyif6aiea91qnishbqr6hn70xnhnftwf8baiyohrx%2fv9v83wldhwq4wmiif%2f%2f%2f%2f%2f%2f%2f%2f%2f%2faracggwwntkwmdm1ndy4njuidntoio7gzskstq7e8yq3ax5fbl7hhyui%2fmx94snjllhmon6f%2bzn8vaujhbeszq4uzvdcj8j0krn71%2bgfbylyqjuea7tsic1gh2u6uxra4q3iaiq0er6i1nxa9y1bkwdibmjvvwbmovzzj2s3cezglhebjeuzwaguqpqzk7lnhbupgubg8wopvfsouzqyhenwccza5yrtpfjj7pgo1pnnufhrqrxczkk07ueirpbxq1psuyoaiakllrroe5%2bswwgwqsr3bfxicylgtvpvavrfw09lm3phhxef4zelxaq02rdh1ah3nod%2fsst43nnckb6%2fiq8l2s%2ft37o0ubp6gk0qybjgfuzqglri%2bur%2bo81zlgqsr38ilrhfizx31t%2fdmw1g2kx9nxxhhdb9dztdux3unzw1gm4ojkb8gsh0mqsqxfj9mzpalq8ybmp5r1ynumwvtt58vg%2fb7xu6nimyqklotykyspqul0fdt8rugqqi7erftf1nd2h7fuiqp8pqpdon2ghqz4emedxnlt%2fbhckxobg67fic7%2bfuhdl2esvnbetmnvikcp%2buorjom1ojdm%2fieakwpyio0acx8m8pml89axwuc7yyxjswkpms6au6taeg5kx3qd9uv3nqq%2bjbtr3zxw%2fabift%2bboo%2bdpxvh9r%2bjxi43mtmt2dp7lyisu4lyvjslp7cpvsvrnxtvh2vbmc6qpksvp25nna3hgsyux5cgbow3esev65tmn7qvyrm5woe3gz99vsr%2fu1ugngb8jmljoe7bhzy3m%2bhe8ro3yfhqkgps5vcjvyf97vnttc%2fqynpif8zjs2p0ngo0dejzadoezgpdzbugm%2fxa4s8ai%2bzzjbjyy%3d&awsaccesskeyid=asiaq3phcvtyvxl2sr7s&expires=1561023510&signature=f8a36t8wbsvhumy5ciomrhjusbo%3d&hash=350abb1e2374b58fedc6574d92a314166a8bc0bea52b9f95c246ed8e7b41c53b&host=68042c943591013ac2b2430a89b270f6af2c76d8dfd086a07176afe7c76c2c61&pii=s2212827118309247&tid=spdf-ee77aae8-710b-4c44-972d-7fb09c6888a2&sid=ff0f72f68298e04b3538d44148829a1976c4gxrqb&type=client https://doi.org/10.1016/s1003-6326(11)61437-4 https://doi.org/10.1016/j.msea.2012.06.016 201205_pspaw.pdf 42 przegląd spawalnictwa 5/2012 mirosław nowak daniel wiśniewski łukasz czeladziński jacek buchowski programowanie off-line i on-line na przykładzie rozwiązań panasonic off-line and on-line programming on the example  of solutions from panasonic inż. mirosław nowak (ewe), mgr inż. daniel wiśniewski (iwe), mgr inż. łukasz czeladziński, mgr inż. jacek buchowski – technika spawalnicza, poznań. streszczenie w artykule przedstawiono możliwości i zalety oprogramowania off-line dtps (desk top programming & simulation system) firmy panasonic. zaprezentowano szeroką gamę funkcji programu dtps służących do tworzenia wirtualnych systemów zrobotyzowanych, programowania systemu poza robotem oraz konstruowania przyrządów spawalniczych. pokazano przykłady wirtualnych stanowisk zrobotyzowanych, na podstawie których zbudowano rzeczywiste systemy. w zakresie programowania on-line przedstawiono nowe kierunki rozwoju robotyzacji spawania na przykładzie rozwiązań firmy panasonic. opisano innowacyjną funkcję weld navigation wspierającą dobór parametrów spawania metodą mag spoin pachwinowych. abstract the article presents the possibilities and advantages of software off-line dtps (desk top programming & simulation system) panasonic company. there is presented a wide range of dtps software functions use to design virtual robot systems, robot programming without using actual manipulator and designing of welding joints. based on several virtual robot systems were build real industry robotic systems which are also shown in the paper. moreover, it presents new directions for the development of robotic welding systems based on panasonic solutions. innovative weld navigation function which supports selection of welding parameters for mag method for fillet weld is described. wstęp współczesna robotyzacja procesów spajania wykorzystuje coraz szerzej oprogramowanie do pracy off -line. oprogramowanie umożliwia tworzenie wirtualnych stanowisk zrobotyzowanych oraz programów trajektorii ruchów robota przy użyciu komputera pc. dotychczas praca w wirtualnym środowisku off-line była pracochłonna i wymagała specjalisty o szerokim zakresie wiedzy teoretycznej i praktycznej w dziedzinie projektowania cad/cam. panasonic industrial devices sales europe, wychodząc naprzeciw tym trudnościom, stworzyła zaawansowany, a zarazem intuicyjny, program dtps (desk top programming & simulation system). dzięki temu programowanie off-line jest szybsze od programowanie on-line. wymaga się jednak przeprowadzenia pewnej korekty po wgraniu programu do sterownika robota, która zakłada użycie panelu uczenia w rzeczywistym systemie. korekty programu off-line zależą od dokładności wykonania konstrukcji, przyrządów itp. z kolei większa dokładność wykonania poszczególnych podzespołów systemu podnosi koszt zakupu. należy zatem szukać kompromisu pomiędzy ceną a dokładnością. programowanie off-line pomaga w analizach produkcji wielkoseryjnej, ale także w produkcji małoseryjnej, a nawet jednostkowej. w dobie robotyzacji, gdzie istotny jest czas cyklu produkcyjnego oraz wysokie wolumeny wytwarzanych produktów, oprogramowanie off-line wpływa na skrócenie czasu przestojów robota. opis oprogramowanie dtps umożliwia tworzenie symulacji spawania dowolnych elementów płaskich i przestrzennych. 43przegląd spawalnictwa 5/2012 najważniejszymi zaletami programu są: tworzenie konfiguracji systemu (tzw. layout), możliwość wprowadzania zewnętrznych danych 3d cad, analiza dostępu ramienia robota, obliczanie czasu spawania oraz całego cyklu, kontrola kolizji, programowanie robota metodą off-line i modyfikacja istniejących programów. w programie dostępne są standardowe komponenty z gamy produktów firmy panasonic, takie jak: ramię robota, podajnik drutu, palnik, zewnętrzne osie, sterownik, źródło prądu itp. (rys. 1). możliwość importowania danych cad powoduje, że zwiększa się gama dostępnych elementów potrzebnych do zbudowania wirtualnego stanowiska. można tworzyć całe zespoły zewnętrznych osi, wprowadzać urządzenia peryferyjne, takie jak: układy czyszczenia palnika, kurtyny świetlne, stoły obrotowe, oprzyrządowanie spawalnicze itp. dostępna liczba komponentów umożliwia budowanie różnych wirtualnych systemów zrobotyzowanych do spawania elementów o dowolnym kształcie, w tym konstrukcji przestrzennych (rys. 2). na rysunku 3 pokazano przykłady wirtualnych stanowisk zrobotyzowanych, opracowanych w programie dtps oraz ich rzeczywiste wykonanie. program dtps umożliwia również przeprowadzenie wnikliwej i szczegółowej analizy czasu spawania, co jest bardzo istotnym elementem kalkulowania kosztów wytworzenia danego elementu spawanego. w pierwszej kolejności należy sporządzić model 3d, który zostaje wprowadzony w środowisko oprogramowania dtps. następnie wprowadzany jest detal do modelu stanowiska zrobotyzowanego, na którym ma on być spawany. w programie dtps tworzony jest wirtualny program spawalniczy z uwzględnieniem wstępnych założeń, wynikających z doświadczenia lub prób spawania na podobnych złączach obejmujących parametry spawania: wartość napięcia i natężenia prądu dla metody mag (135) lub wartość prądu dla metody tig (141), prędkość posuwu palnika, czasy zajarzenia i wygaszania łuku. następnie przeprowadzana jest symulacja spawania w czasie rzeczywistym z uwzględnieniem wszystkich wcześniej zadanych parametrów. istnieje możliwość zapisania otrzymanych wyników w postaci pliku .txt. na rysunku 4 przedstawiono wirtualny program spawalniczy, natomiast na rysunku 5 analizę czasu spawania. rysunek 6 przedstawia zestawienie wyników, w tym wszystkich ruchów robota zarówno jałowych, jak i roboczych. poszczególne interpolacje są następujące: – movep – ruch ramienia robota od punktu do punktu po optymalnej dla poszczególnych osi drodze, – movel – ruch ramienia robota od punktu do punktu po linii, rys. 1. standardowe komponenty fig. 1. standard component parts rys. 2. komponenty importowane z danych cad fig. 2. component parts in cad data base rys. 3. przykłady wirtualnych i rzeczywistych stanowisk zrobotyzowanych fig. 3. examples of virtual and real robot stations 44 przegląd spawalnictwa 5/2012 – movec – ruch ramienia robota od punktu do punktu po krzywej, – movelw – ruch ramienia robota od punktu do punktu po linii prostej z oscylacją (wartość amplitudy regulowana dwoma parametrami, tj. częstotliwością drgań względem punktów a, b oraz prędkością spawania), – movecw – ruch ramienia robota od punktu do punktu po krzywej z oscylacją (wartość amplitudy regulowana dwoma parametrami, tj. częstotliwością drgań względem punktów a, b oraz prędkością spawania). ruch jałowy ramienia robota widoczny jest w programie jako punkt koloru granatowego, a ruch roboczy jako punkt koloru czerwonego. w analizie czasu cyklu zapisywany jest całkowity czas przebiegu programu, czas jarzenia się łuku spawalniczego, procentowy stosunek czasu jarzenia się łuku do czasu całego cyklu oraz ilość i całkowita długość spoin w programie. z tak ujętymi danymi możliwe jest optymalne tworzenie programu, jak również sporządzenie przybliżonej kalkulacji ceny detalu wraz z analizą wydajności. rys. 4. wirtualny program spawalniczy fig. 4. virtual welding program rys. 5. analiza czasu spawania fig. 5. welding time analysis rys. 6. zestawienie wyników fig. 6. results table 45przegląd spawalnictwa 5/2012 dodatkową zaletą oprogramowania jest możliwość kontroli kolizji. funkcja ta jest przydatna zwłaszcza wtedy, gdy detal oraz oprzyrządowanie mocno ograniczają dostęp palnika w miejsca wykonywania spoin. taka kontrola pozwala na etapie projektowania oprzyrządowania na wykrycie miejsc, które mogłyby znaleźć się na drodze palnika. wyeliminowanie tych miejsc w wirtualnym systemie zmniejsza w znacznym stopniu koszty ewentualnych zmian konstrukcyjnych przyrządu. program dtps służy m.in. do następujących zastosowań: – tworzenia oferty dla klienta, który otrzymuje oprócz papierowej lub elektronicznej wersji oferty, wizualizację oferty w dtps wraz z cyklogramem detalu w postaci filmu .avi, – opracowanie projektu w dtps wykorzystywane jest dalej do opracowania dokumentacji konstrukcyjnej stanowiska (rysunki złożeniowe, wykonawcze itp.), – połączenie oprogramowania dtps z oprogramowaniem autocad wspomaga budowę przyrządów spawalniczych. program dtps wykorzystywany jest także przez użytkowników robotów panasonic na zasadzie usługi lub też program zostaje zakupiony na potrzeby klienta. warto zauważyć, że w polsce ta forma programowania jest jeszcze mało popularna, korzysta z niej tylko 5% użytkowników systemów zrobotyzowanych panasonic, a np. w holandii jest to ok. 30%. przykłady zastosowań jednym z przykładów praktycznego zastosowania oprogramowania dtps jest stanowisko do spawania elementów maszyn do obróbki drewna. na podstawie dostarczonych przez klienta rysunków technicznych elementów oraz ich modeli 3d sporządzony został wirtualny projekt stanowiska zrobotyzowanego (rys. 8, 9). dzięki oprogramowaniu dobrano optymalną długość ramienia robota, właściwie rozmieszczono poszczególne urządzenia wchodzące w skład stanowiska (osie zewnętrzne, sterowniki, układy czyszczenia palnika, ramy nośne, kurtyny świetlne, stoły obrotowe). po sporządzeniu projektu stanowiska dostosowanego do spawania grupy produktów, wytypowanych przez klienta, nastąpiła faza projektowania oprzyrządowania spawalniczego. po wykonaniu projektu w 3d przystąpiono do sprawdzenia dostępności palnika w miejscach wykonywanych spoin rys. 7. przykładowy layout stanowiska zrobotyzowanego opracowany w dtps fig. 7. example of robotic station layout made in dtps software rys. 8. spawany detal fig. 8. welded part rys. 9. wirtualny system oraz przyrząd opracowany w dtps fig. 9. virtual station and device designed in dtps software rys. 10. rzeczywisty system fig. 10. real station 46 przegląd spawalnictwa 5/2012 rys. 11. wirtualny przyrząd ustalająco-mocujący fig. 11. virtual position-montage device rys. 12. rzeczywisty przyrząd ustalająco-mocujący fig. 12. real position-montage device rys. 13. symulacja spawania fig. 13. welding simulation oraz wykonano program off-line. tak przygotowany projekt stanowiska umożliwia zaprogramowanie trajektorii ruchu robota oraz wstępne ustalenie parametrów spawania. wykonany program zastosowano do przeprowadzenia wnikliwej analizy czasu spawania, co umożliwiło wykonanie przybliżonej kalkulacji kosztów wytworzenia elementu. na podstawie programu dtps wspieranego przez programy do projektowania w środowisku 3d wykonano części mechaniczne stanowiska oraz przyrządy spawalnicze (rys. 10÷12). fragment analizy czasu spawania detalu z rysunku 8 obejmuje (rys. 13, 14): – całkowity czas trwania programu (total time) łącznie z ruchami jałowymi i roboczymi: ok. 621 s, – czas spawania (arc on time) – czas jarzenia się łuku spawalniczego: ok. 540 s, – procentowy udział spawania (arc on rate) w stosunku do całkowitego czasu trwania programu: ok. 87%, rys. 14. analiza czasu spawania detalu z rysunku 8 (fragment) fig. 14. welding time analysis of part from figure 8 (a part of process) – całkowitą długość spoiny (welding lenght): ok. 3,2 m, – liczbę spoin (number of welding line): 81 szt. kolejnym przykładem zastosowania programu dtps jest stanowisko do spawania elementów krzeseł biurowych metodą tig z podawaniem zimnego drutu. robot wyposażony został w uchwyt rotating tig filler, w którym prowadnik doprowadzający drut do jeziorka znajduje się na sterowanej z panelu uczenia dodatkowej siódmej osi pozwalającej na obrót prowadnika wokół elektrody wolframowej (rys. 15). dzięki dostarczonym przez klienta modelom 3d spawanych detali zaprojektowano zrobotyzowany system umożliwiający wysokojakościowe spawanie skomplikowanych połączeń rurowych za jednym przejściem bez konieczności dzielenia spoiny na odcinki. symulacje w programie wirtualnym wskazały na konieczność zastosowania dodatkowej siódmej osi robota oraz dodatkowych osi zewnętrznych, a także wspomnianego rys. 15. uchwyt rotating tig filler fig. 15. rotating tig filler grip rys. 16. wirtualny i rzeczywisty system do spawania metodą tig z uchwytem rotating tig filler fig. 16. virtual and real station for tig welding with rotating tig filler grip 47przegląd spawalnictwa 5/2012 powyżej układu rotating tig filler. w tym celu zastosowano pozycjonery dwuosiowe panadice pozwalające na obrót detalu w osi poziomej i pionowej. spowodowało to wzrost wydajności i znaczną poprawę jakości spoin. w tym wzorze krzesła spoiny wykonywane metodą tig są traktowane jako element ozdobny i nie podlegają szlifowaniu. zastosowanie programu dtps pomogło przy tworzeniu optymalnego zrobotyzowanego systemu i programu użytkowego, co znacznie skróciło czas wdrażania nowej technologii (rys. 16). w przyszłości umożliwi zaś wprowadzanie korekt programowych bez zatrzymywania produkcji. fragment analizy czasu spawania krzesła biurowego wygląda następująco (rys. 17): – liczba kroków w programie (step): 14, – całkowity czas trwania programu (total time) łącznie z ruchami jałowymi i roboczymi: ok. 20 s, – czas spawania (arc on time) – czas jarzenia się łuku spawalniczego: ok. 18 s, – procentowy udział spawania (arc on rate) w stosunku do całkowitego czasu trwania programu: ok. 87%, – całkowita długość spoiny (welding lenght): ok. 0,06 m, – liczba spoin (number of welding line): 1 szt. kolejnym przykładem zrobotyzowanego stanowiska spawalniczego jest stanowisko do spawania rusztowań budowlanych, tzw. system nożycowy. został on zaprojektowany do spawania długich elementów, jakimi są rusztowania budowlane. zaletą tego systemu jest montaż i demontaż detali spawanych z jednej strefy załadowczej. dzięki temu rozwiązaniu uzyskano więcej miejsca na hali, poprawiając tym samym logistykę wewnątrzzakładową i ergonomię pracy. system w całości został zamodelowany w środowisku dtps (rys. 18), co w znacznym stopniu skróciło czas i obniżyło koszty wdrożenia nowego produktu (rys. 19). fragment analizy czasu spawania rusztowania budowlanego obejmuje (rys. 20): – liczbę kroków w programie (step): 354, – całkowity czas trwania programu (total time) łącznie z ruchami jałowymi i roboczymi: ok. 213 s, – czas spawania (arc on time) – czas jarzenia się łuku spawalniczego: ok. 134 s, – procentowy udział spawania (arc on rate) w stosunku do całkowitego czasu trwania programu: ok. 62%, – całkowitą długość spoiny (welding lenght): ok. 36 m, programowanie on-line równolegle z nieustannym rozwojem oprogramowania off-line panasonic unowocześnienia oprogramowanie on-line. wieloletni rozwój oprogramowania on-line, wykorzystany najpierw w sterowniku g1 robota panasonic, przez sterownik g2, przyczynił się do powstania kolejnej superszybkiej jednostki, jaką jest sterownik g3. wydajniejszy i szybszy procesor ze zwiększoną pamięcią w krótkim czasie realizuje skomplikowane rys. 17. symulacja oraz analiza czasu spawania (fragment) fig. 17. welding time simulation and analysis (a part of process) rys. 18. wirtualny system fig. 18. virtual station rys. 19. rzeczywisty system fig. 19. real station rys. 20. symulacja oraz analiza czasu spawania (fragment) fig. 20. welding time simulation and analysis (a part of process) 48 przegląd spawalnictwa 5/2012 zadania. główny cpu (central processing unit) jest 600 razy szybszy od swojego poprzednika serii g2. nowy sterownik pozwala skrócić czas przyspieszenia i zwalniania poszczególnych napędów robota, umożliwiając ruchy jałowe o 10% szybsze niż w g2. wysoka dokładność wykonywania ścieżki ruchu, wydajniejsza rys. 21. okno z parametrami funkcji weld navigation fig. 21. parameter window for weld navigation function praca harmoniczna, efektywne funkcje i/o i łatwa obsługa to tylko niektóre zmiany wprowadzone do nowego systemu tawers (the arc welding robot system). wykorzystanie popularnego standardu ethernet ułatwia połączenia sieciowe, a kompatybilność ze standardem sd i usb daje możliwość rozszerzenia pamięci użytkowej. wprowadzono również innowacyjną funkcję weld navigation, która w znaczny sposób ograniczyła potrzebę zaangażowania wykwalifikowanych programistów oraz technologów (rys. 21). używając tej funkcji, operator nie musi zastanawiać się nad doborem wartości natężenia prądu i napięcia. pierwszym krokiem jest wybór rodzaju złącza spawanego i wprowadzenie odpowiedniej grubości materiału spawanego, kolejnym zaś dobór odpowiedniej grubości spoiny i prędkości spawania. po ich ustaleniu sterownik za pomocą funkcji weld navigation automatycznie dobiera zalecane wartości natężenia prądu i napięcia, co pozwala operatorowi na szybsze i łatwiejsze przygotowanie procesu spawania. funkcja weld navigation pomaga w doborze parametrów wykonywanych spoin pachwinowych w złączach kątowych, teowych, krzyżowych, nakładkowych i zakładkowych. podsumowanie oprogramowanie off-line jest coraz częściej wykorzystywane przez projektantów do tworzenia wirtualnych stanowisk zrobotyzowanych, programów spawalniczych, a także do projektowania specjalistycznych przyrządów ustalająco-mocujących. bardzo ważną zaletą oprogramowania jest możliwość analizowania cyklogramów spawanych elementów, co przyczynia się do optymalizacji procesu. literatura [1] nowak m. (ewe), wiśniewski d. (iwe), czeladziński ł.: tawers – nowa generacja robotów spawalniczych firmy panasonic, biuletyn instytutu spawalnictwa w gliwicach nr 3/2011. obecnie programy off-line w zależności od stopnia zaawansowania wymagają w mniejszym lub większym stopniu korekty na systemie rzeczywistym, szczególnie przy spawaniu elementów przestrzennych ze spoinami wielościegowymi. rywalizacja między ciągle udoskonalanymi programami off-line oraz on-line przyczynia się do coraz większej wydajności systemów zrobotyzowanych. [2] materiały firmy panasonic industrial devices sales europe gmbh. przeglad welding technology review www.pspaw.ps.pl 201109_pspaw.pdf 5przegląd spawalnictwa 9/2011 tomasz szulc początki napawania utwardzającego early years of hard-facing dr inż. tomasz szulc – politechnika wrocławska. streszczenie zaprezentowano pierwsze próby napawania, prowadzone w czasach opanowywania technologii spawalniczych, pierwsze technologie napawania, które zostały zastosowane w praktyce. przedstawiono pierwsze aplikacje napawania oraz ówczesne zalecenia, dotyczące przygotowania procesu. zasygnalizowano ewolucję poglądów na temat możliwych do uzyskania właściwości warstw oraz sposobów wytwarzania materiałów dodatkowych w postaci prętów, drutów i proszków. przedstawiono także początki bardziej współczesnych technologii napawania: łukiem krytym, plazmowego i in. abstract first attempts of surfacing, conducted in early years of welding, early surfacing technologies which have found practical use were presented. early guidelines and applications of surfacing and hard-facing were described. evolution of opinions concerning properties of layers and methods of production of consumables in form of rods, powders and wires was highlighted. roots of most popular technologies were briefly described, including: submerged arc, plasma etc. wstęp dziewięćdziesiąt lat temu w usa powstała firma braci stoody, którą powszechnie uważa się za światowego prekursora utwardzającego napawania regeneracyjnego i uszlachetniającego (ang. hard-facing). historia napawania jest w rzeczywistości nieco dłuższa i liczy sobie 130 lat, czyli tyle samo, ile klasyczne spawanie. napawanie traktowano początkowo jako odmianę spawania – stosowano te same technologie i materiały dodatkowe [1]. zamiast jednak nadtapiać krawędzie elementów i wypełniać szczelinę między nimi stopionym materiałem dodatkowym, nanoszono go na nadtopioną powierzchnię materiału rodzimego. wzmianki o wczesnym używaniu napawania do celów regeneracyjnych, np. do odtwarzania geometrii przedmiotów, których krawędzie uległy wyszczerbieniu, nie zawierają szczegółowych informacji na temat stosowanych materiałów i ewentualnych odmienności technologii. prekursorzy napawania prekursor spawania łukowego nikołaj n. benardos (rys. 1) w swych pierwszych patentach, dotyczących „metody obróbki metalu za pomocą bezpośrednio użytego prądu elektrycznego”, wydanych w rosji (1885) i innych krajach, wspomina o użyciu materiału dodatkowego o tym samym składzie chemicznym co materiał rodzimy do naprawy odlewów i odtwarzania geometrii zużytych części maszyn (rys. 2) [2, 3]. podobno napawanie benardos demonstrował podczas swych wyjazdów do europy zachodniej, np. w paryskim laboratorium electricien kabatha, już w 1881 r. z perspektywy czasu należy przyjąć, że utwardzone wskutek silnego nawęglenia stopiwo, powstające w metodzie benardosa, lepiej nadawało się do napawania niż spawania. rys. 1. nikołaj benardos [12] fig. 1. nikolai benardos [12] 6 przegląd spawalnictwa 9/2011 rodzimego. napawanie remontowe kół zębatych pozostało na wiele lat jedną z najchętniej stosowanych aplikacji tej technologii [5]. rozwój metod napawania napawanie praktykowano także w celu określenia parametrów spawania, próbowano na tej podstawie szacować szerokość lica i głębokość wtopienia możliwe do uzyskania podczas spawania. metodę tę stosował m.in. oscar kjellberg, doskonaląc spawanie łukowe, co doprowadziło do opatentowania przez niego w 1908 r. elektrod otulonych [6]. pierwszy wniosek patentowy dotyczący możliwości napawania utwardzającego złożył w 1896 r. j. spencer z phoenix iron works glasgow, ale prawdopodobnie nie zrealizował w praktyce swego pomysłu [7]. dlatego za pierwsze praktyczne zastosowanie napawania utwardzającego uznawana jest działalność amerykanów, braci winstona i shelleya stoody (rys. 4), którzy w 1921 r. założyli w whittier w kalifornii zakład stoody welding co. i zajęli się naprawą urządzeń rolniczych oraz traktorów. w tym samym roku w okolicy odkryto złoża ropy naftowej i bracia przerzucili się na naprawy sprzętu wiertniczego. szybko zauważyli, że najszybciej zużywające się części to tzw. koronki wierteł. nie zachowały się informacje, jaką drogą błyskawicznie doszli do koncepcji zastosowania napawania utwardzającego do regeneracji, a potem produkcji wierteł (rys. 5). opracowali materiał dodatkowy w postaci stalowych rurek wypełnionych proszkiem cr3c2 i zwanych stoody rod (pręt stoody’ego). topili go najpierw w płomieniu inny rosyjski spawalnik – nikołaj sławianow, pracujący jako inżynier w fabryce broni w permie (obecnie fabryka motowilichinskije zawody) stosował napawanie łukowe do naprawy wadliwych odlewów. w 1890 r. opatentował udoskonaloną metodę benardosa, w której zamiast grafitowej elektrody stosował jako przewodnik pręt wykonany z metalowego materiału dodatkowego, który nazwał elektrodę, wzorując się na faradayu. w ciągu trzech lat w fabryce wykonano ponad 1600 takich napraw odlewów; podobno w większości przypadków wykonywał je osobiście sławianow. zalecał przy tym wstępne podgrzewanie odlewów [4]. później skonstruował prototyp głowicy z automatyczną regulacją długości łuku, a w 1896 r. – automat do napawania powierzchni roboczych kół zębatych (rys. 3). we wszystkich opisanych przypadkach stosowano napoiny o składzie chemicznym zbliżonym do materiału rys. 3. koło zębate po naprawczym napawaniu wyłamanych zębów [5] fig. 3. the gear after repair cladding of broken tooth [5] rys. 4. bracia winston i shelley stoody [8] fig. 4. winston and shelley stoody brothers [8] rys. 2. n. benardos podczas naprawy pękniętego kotła [3] fig. 2. n. benardos during the repair of broken boiler [3] 7przegląd spawalnictwa 9/2011 acetylenowo-tlenowym, a później za pomocą ciepła łuku elektrycznego [8]. co ciekawe, pierwsze elektrody z rdzeniem proszkowym opatentował f. leitner, kierownik stalowni braci böhler, dopiero w 1925 r. tymczasem inna technologia napawania utwardzającego zastała jeszcze wcześniej, bo w 1868 r. wtedy to w kopalni zstała zapoczątkowana miasteczku deloro (prowincja ontario) należącej do m.j. o’briena odkryto wysokogatunkowe pokłady kobaltu. w 1907 r. w kokomo (indiana, usa) elwood haynes (rys. 6) opatentował twarde stopy na bazie kobaltu, które nazwał stellitami (gra słów: stellite wymawia się tak samo jak stellar light – gwiezdny blask). sprzedaż stellitów, rosnąca skokowo w czasie i wojny światowej, uczyniła go w 1916 r. milionerem. odlewane pałeczki stellitowe zaczęto nieco później stosować do płomieniowego napawania utwardzającego, ale popularność metoda zyskała dopiero wówczas, gdy o’brien i haynes połączyli w 1917 r. siły, zakładając deloro smelting and refining ltd (obecnie deloro stellite) i otwierając rok później pierwszą filię w europie – w brytyjskim birmingham [9]. pierwsze napawanie zaworów silnika spalinowego prętami stellitowymi przeprowadził w 1922 r. haynes w swojej fabryce samochodów osobowych w kokomo [7]. w europie pierwsze napawanie elementów zaworów miało miejsce w niemieckiej fabryce ksb w 1921 r. (zgodnie z patentem wydanym firmie w belgii i dotyczącym napawania stali austenitycznej na wyroby ze stali węglowej). ta sama firma jako pierwsza na starym kontynencie zaczęła napawać elementy zaworów stellitami w 1928 r. [10]. bracia stoody opracowali tymczasem pręty lane stoodite (podobieństwo nazw stoodite i stellite nie jest przypadkowe), a później opracowali w swym laboratorium pierwszy materiał do napawania utwardzającego zawierający węglik wolframu. ich niewielka firma rekordowo długo zachowała samodzielność, dopiero w 1988 r. została wykupiona przez thermadyne industries, ale zachowała swą nazwę i jako stoody division funkcjonuje w bowling creek w kentucky (usa). w latach dwudziestych xx w. i jeszcze wiele lat później wszelkie zastosowania napawania miały charakter eksperymentalny i nie były poparte rozważaniami rys. 5. napawane utwardzająco koronki wierteł górniczych [5] fig. 5. hard faced mining core cutters [5] rys. 6. elwood haynes [9] fig. 6. elwood haynes [9] o charakterze metalurgicznym. brak świadomości nierównowagowego przebiegu procesu prowadził do trudności prognozowania naprężeń i odkształceń w materiale. także ostateczny skład warstwy napawanej był zwykle określany post factum – empirycznie. takim właśnie sposobem wypracowano zalecenia, dotyczące prowadzenia procesu. wskazywano na ryzyko pęknięć warstwy napawanej, rosnące wraz z jej grubością, czemu przeciwdziałać miało zastępowanie jednej warstwy dużej grubości kilkoma cieńszymi. w ten sam sposób ograniczano współczynnik wymieszania, czyli zawartość składników podłoża w warstwie. wstępne podgrzewanie podłoża, zalecane w przypadku napraw odlewów, nie było powszechnie stosowane w napawaniu elementów kutych i walcowanych. w europie tymczasem rozwijały się technologie napawania łukowego, które stosunkowo długo traktowano jako odmianę spawania. i tak w 1929 r. d. dulczewski uzyskał w b. zsrr patent na spawanie łukiem krytym, które okazało się bardzo wydajną metodą łukowego stapiania materiału dodatkowego, nadająca się do napawania. licencję na analogiczną metodę zyskała 7 lat później w usa firma linde, a za amerykańskich prekursorów napawania pod topnikiem uznaje się braci stoody. eksperymentowano także z napawaniem za pomocą leżącej elektrody grafitowej w postaci długiej płytki. na materiał rodzimy sypano warstwę prażonego boraksu, potem warstwę proszku metalicznego pełniącego funkcję materiału dodatkowego o grubości 3÷5 mm i szerokości 40÷60 mm, na niej układano elektrodę nieco dłuższą niż warstwa proszków. podłączano ją do dodatniego bieguna źródła zasilania i zajarzano łuk. odmianą tej metody było napawanie leżącą płytkową elektrodą metalową. w tym przypadku płytka stalowa była układana na warstwie topnika pokrywającej materiał rodzimy. w razie potrzeby na płytkę sypano warstwę proszku stopowego, potem kolejną warstwę granulowanego topnika i całość dociskano płytą miedzianą. uzyskiwane napoiny miały grubość do 3 mm [1]. później rozpoczęto eksperymenty z napawaniem leżącą elektrodą otuloną. zapoczątkowało je opatentowanie w 1917 r. w usa metody firecracker, znanej później jako spawanie elektrodą leżącą. 8 przegląd spawalnictwa 9/2011 baildon produkowała całą gamę elektrod, nadających się do spawania i napawania, w tym elektrody ze stali wysokomanganowej (hadfielda) le chatelier n.4 zalecane do napawania utwardzającego. napawanie elektrodami otulonymi było m.in. stosowane do remontów wozów bojowych w czasie ii wojny światowej [14]. były to prace prowadzone na ogromną skalę – obliczono, że np. na froncie wschodnim przy sprzyjających warunkach (gdy uszkodzone i niesprawne wozy nie pozostawały za liniami przeciwnika) przeciętny czołg był remontowany czterokrotnie, a tylko w zsrr wyprodukowano ich w latach wojny ponad 100 tys. napawanie z powodu swej czasochłonności nie było jednak w tym przypadku technologią dominującą – najczęściej stosowano spawanie, włącznie ze wstawianiem stalowych łat w celu naprawy konstrukcji staliwnych i żeliwnych. po wojnie napawanie wieloelektrodowe najczęściej stosowano w celu zwiększenia wydajności napawania łukiem krytym – liczba doprowadzanych równocześnie elektrod wynosiła czasem nawet 24 [15]. informacje o wieloelektrodowym napawaniu pod topnikiem zaczęły pojawiać się w literaturze fachowej na samym początku lat 50. ub. stulecia [16]. w tym czasie, a i później napawanie traktowano głównie jako grupę technologii regeneracyjnych, a nie uszlachetniających powierzchnie nowych części i elementów. na przykład w b. zsrr należącym do czołówki państw, stosujących napawanie, jeszcze w połowie lat 70. ub.w. ponad 70% zastosowań napawania dotyczyło prac regeneracyjno-remontowych [17]. do napawania produkowano specjalne elektrody o prostokątnym przekroju. niektóre źródła np. [7] podają, że za pomocą takiej elektrody w 1939 r. inżynierowie michajłow i łarionow zrealizowali po raz pierwszy w praktyce proces napawania zautomatyzowanego, co jednak budzi wątpliwości dwojakiego rodzaju: po pierwsze znacznie wcześniej zostało opatentowane urządzenie sławianowa, a od połowy lat 30. ub. w. praktykowano napawanie pod topnikiem, będące z definicji procesem zautomatyzowanym. na dużą skalę praktykowano napawanie elektrodami otulonymi kjellberga i rdzeniowymi leitnera, a także elektrodami, których otulinę stanowił owinięty wokół rdzenia sznur azbestowy nasycony związkami chemicznymi. dla zwiększenia wydajności napawania proponowano stosowanie pakietów lub wiązek elektrod [11]. co ciekawe, benardos jeszcze w 1893 r. proponował stosowanie wiązki elektrod grafitowych w celu zwiększenia powierzchni jeziorka spawalniczego [12]. w ii rzeczpospolitej elektrody do napawania produkowała huta baildon, a palniki do napawania płomieniowego – zakłady perun. podobnie jak w innych krajach europejskich, jednym z głównych użytkowników elementów napawanych były koleje państwowe. w 1935 r. szacowano, że z użyciem krajowych urządzeń poddano regeneracji co najmniej trzy tysiące rozjazdów, zwrotnic i krzyżownic torowych [13]. typowy zestaw oferowany w tym celu przez peruna składał się z tzw. acetylenowego palnika drogowego wysokiego ciśnienia (rys. 7) i drutu do napawania tor (rys. 8). huta rys. 7. reklama polskiego palnika do napawania z 1935 r. [13] fig. 7. advertisement of polish hard-facing burner from 1935 [13] rys. 8. reklama polskiego materiału dodatkowego do napawania z 1935 r. [13] fig. 8. advertisement of polish filler for hard-facing 1935 [13] 9przegląd spawalnictwa 9/2011 najwydajniejszą technologię napawania – napawanie elektrożużlowe – zaczęto stosować w instytucie spawania elektrycznego e.o. patona w kijowie w 1951 r. już pierwsze próby napawania elementów konstrukcji wielkich pieców obniżyły całkowity koszt ich remontu o 15%. w przypadku konstrukcji grubościennych, gdzie napawanie można było stosować na większą skalę (np. młyny), efekty ekonomiczne były jeszcze bardziej znaczące [18]. w 1957 r. rozpoczęła się epoka technologii plazmowych – uruchomiono wtedy pierwszą maszynę do cięcia plazmowego, tzw. plazmotron. pięć lat później ruszyła produkcja urządzeń do plazmowego spawania, a nieco później – napawania i natryskiwania. pierwsze urządzenie generujące łuk plazmowy opracował inż. schönner z firmy basf jeszcze w 1908 r., ale jego praktyczne zastosowania były opanowywane powoli. początkowo, w celu uzyskania napoin za pomocą strumienia gazu plazmowego topiono materiał dodatkowy w postaci drutu lub pręta, później zaczęto stosować materiał w postaci proszku, transportowany przez strumień gazu. pierwsze firmy, specjalizujące się w napawaniu i natryskiwaniu plazmowym, zaczęły pojawiać się w usa pod koniec lat 60. ub.w. podsumowanie napawanie regeneracyjne, naprawcze i uszlachetniające jest obecnie uznaną i powszechnie stosowaną grupą technologii spawalniczych. w praktyce stosuje się niemal wszystkie z opracowanych na przestrzeni stu lat technologii, systematycznie powstają też nowe metody napawania. znaczący postęp jest notowany w dziedzinie materiałów dodatkowych literatura [1] pilarczyk j., pilarczyk j.: spawanie i napawanie elektryczne metali. wyd. śląsk, katowice 1996. [2] kaiserliches patentamt; patentschrift nr 38011, verfahren der metallbearbeitung mittels direkt angewendeten elektrischen stromes. klasse 48 – chemische metallbearbeitung. berlin, 31. oktober 1885. [3] bernsdorf g.: auf heissem spuren vom schmieden, löten and schweissen. veb fachbuchverlag, leipzig 1986. [4] istoria motovilikhinskich zavodov, perm 2008. [5] wassermann r.: wie sparrt man millionen durch abbau der ersatzteillager. castolin eutectic institut, st. sulpice/lausanne 1971. [6] kaiserliches patentamt; patentschrift 231733. klasse 21h, gruppe 12, elektrode und verfahren zum elektrischen löten. berlin, 27. juni 1908. [7] hasui a., morigaki o.: naplavka i napylenie. masinostrojenie, moskva 1985. [8] materiały informacyjne firmy thermadyne industries inc. [9] materiały informacyjne firmy deloro stellite. [10] prospekt firmy ksb aktiengesellschaft. do napawania. na przestrzeni ostatnich dziesięcioleci największe zmiany nastąpiły w dziedzinie sterowania i kontroli procesu napawania, a zaawansowane metody badawcze i symulacyjne umożliwiły precyzyjne prognozowanie właściwości nanoszonych warstw. u podstaw tych ultranowoczesnych procesów leżą jednak niezmiennie pionierskie osiągnięcia minionych dziesięcioleci. [11] szustakowski j.: poradnik spawacza elektrycznego. wnt, warszawa 1981. [12] benardos n.n.: naucno-tekhniceskije izobretienia i projekty. naukova dumka, kiev 1982. [13] perun. kalendarz spawalniczy na rok 1935. warszawa 1935. [14] friedli l.: die panzer instandesetzung der wehrmacht. schneider armour research 2010. [15] dziubiński j., klimpel a.: napawanie i natryskiwanie cieplne. wnt, warszawa 1985. [16] emelianov n.: mnogoelektrodnaja elektrodugovaja i elektroslakovaja naplavka pod flusom. transzeldorogizd, moskva 1962. [17] lejnacuk j.: avtomaticna naplavka pid flusom pri remontnych rabotach. derztechvidav. ursr, kiiv 1959. [18] paton b.e.: elektroslag welding and hardfacing. mir, moskva 1983. [19] szczeciński z.: kronika instytutu spawalnictwa z lat 19451996. gliwice 1997. [20] ghanamuthu d.: laser surface treatment. w: optical engineering spie. vol.19, nr. 5/1980, bellingham usa. w polsce pierwszą firmą, która rozpoczęła produkcję plazmotronów do nanoszenia warstw, był instytut badań jądrowych w świerku. pierwsze urządzenia, np. pn-110 i pn-200 zaczęto tam opracowywać już w połowie lat 50. ub.w., a prototyp plazmotronu do zautomatyzowanego napawania np1-250 skonstruowano w instytucie spawalnictwa w gliwicach w 1973 r. [19]. najnowszą technologią napawania, stosowaną na szerszą skalę, jest napawanie laserowe. po raz pierwszy zastosowano je pod kierunkiem d. ghanamuthu w laboratorium firmy rockwell international corp. w thousand oaks w kalifornii pod koniec lat 70. ub.w. [20]. ponieważ prowadzono tam prace nad sprzętem wojskowym, podano jedynie, że napawanie laserowe zostało zastosowane do „nanoszenia nieporowatych powłok ceramicznych na podłoże metalowe”. początkowo stosowano podobno jedynie przetapianie warstw natryskiwanych termicznie (byłaby to więc jedna z pierwszych spawalniczych technologii hybrydowych), później materiał dodatkowy w postaci proszku lub drutu zaczęto doprowadzać bezpośrednio do strefy cieplnego oddziaływania wiązki laserowej. 201502_psaw.pdf 5przegląd spawalnictwa vol. 87  2/2015 wykorzystanie klasycznego defektoskopu ultradźwiękowego do oceny połączeń zgrzewanych blach karoseryjnych the use of classical ultrasonic flaw detector to evaluation of resistance spot welds of car body sheet jakub kowalczyk dariusz ulbrich marian jósko dr inż. jakub kowalczyk; mgr inż. dariusz ulbrich; dr hab. inż. marian jósko, prof. pp – politechnika poznańska, instytut maszyn roboczych i pojazdów samochodowych. autor korespondencyjny/corresponding author: jakub.kowalczyk@put.poznan.pl streszczenie w pracy przedstawiono problematykę wykorzystania klasycznego defektoskopu ultradźwiękowego do badania i oceny połączeń zgrzewanych, wykorzystywanych w konstrukcji współczesnych pojazdów samochodowych. ze względu na to, że same metody badania tych połączeń są znane, w pracy ograniczono się do oszacowania możliwości uzyskania impulsów ultradźwiękowych, zobrazowanych na ekranie defektoskopów, przydatnych do oceny połączeń podczas ich badań. badania wykonano dwoma różnymi defektoskopami – przeznaczonym do badania połączeń zgrzewanych i uniwersalnym. wykonane pomiary pokazały, że jest możliwe badanie defektoskopem klasycznym połączeń zgrzewanych, jednakże w sytuacji prowadzenia częstych kontroli (np. w produkcji seryjnej) uzasadnione jest posiadanie defektoskopu sepcjalistycznego. słowa kluczowe: ultradźwięki, złącza zgrzewane, defektoskop ultradźwiękowy, ndt abstract the paper presents the problem of use of classical ultrasonic flaw detector for testing and evaluation of welded joints which are used in the construction of modern motor vehicles. due to the fact that methods to test the connections are known, this work is limited to the possibility of obtaining valid flaw signal on the screen of ultrasonic flaw detector research. the tests were performed with two different flaw detectors – one dedicated to the study inseparable connection and second – the classic flaw detector. the measurements had shown that it is possible to study welded joints by classic flaw detector, however, in case of conduct frequent inspections (eg. in mass production) is justified to buy dedicated flaw detector. keywords: ultrasound, resistance spot weld, ultrasonic flaw detector, ndt 6 przegląd spawalnictwa vol. 87 2/2015 wstęp w budowie karoserii oraz innych elementów konstrukcyjnych współczesnych pojazdów samochodowych wykorzystuje się znaczną ilość połączeń zgrzewanych [1,2]. ze względu na wpływ jakości tych połączeń na funkcjonalność i bezpieczeństwo konstrukcji niezwykle ważna jest kontrola jakości ich wykonania. producenci pojazdów powszechnie stosują kontrolę niszczącą, polegającą na rozerwaniu połączeń i późniejszą ich ocenę jakościowo-ilościową. część z kontrolowanych połączeń jest przecinana, szlifowana a następnie wykonuje się analizę mikroskopową połączenia. w dużych zakładach produkcyjnych coraz częściej prowadzi się badania nieniszczące, które uzupełniają, a nawet – w określonych przypadkach – zastępują badania niszczące. do takich badań wykorzystuje się np. aparaturę ultradźwiękową, która umożliwia nieniszczącą kontrolę połączeń zgrzewanych [3÷7]. w dalszej części niniejszego artykułu skupiono się wyłącznie na połączeniach zgrzewanych. zasadniczym celem pracy jest określenie możliwości zastosowania klasycznego cyfrowego defektoskopu ultradźwiękowego, w szczególności do badania połączeń zgrzewanych, stosowanych w budowie karoserii pojazdów samochodowych. wykorzystanie takiego defektoskopu zostanie odniesione do sprawdzonego już w warunkach przemysłowych defektoskopu specjalistycznego, z oprogramowaniem przeznaczonym do wykonywania przedstawionych badań. autorzy zajmują się zastosowaniem badań nieniszczących do oceny jakości połączeń nierozłącznych. do badań wybrano defektoskop usm 35xs firmy krautkramer. wybór tego defektoskopu jest uzasadniony jego częstym stosowaniem w przemysłowych laboratoriach kontroli jakości. defektoskop ten jest powszechnie wykorzystywany do wykrywania wad materiałowych, kontroli jakości połączeń spawanych oraz pomiarów grubości. w klasycznych badaniach ultradźwiękowych bada się elementy o grubości powyżej 6 mm, a w przypadku połączeń spawanych – powyżej 8 mm. elementy zgrzewane w konstrukcji pojazdów samochodowych, niejednokrotnie mają grubość poniżej 1 mm, a zdarzają się elementy wykonywane z blach o grubości 0,6 mm. wymusza to wykorzystanie specjalistycznych głowic ultradźwiękowych. w badaniach połączeń zgrzewanych wykorzystuje się zatem głowice ultradźwiękowe o wysokiej częstotliwości, wynoszącej niejednokrotnie 20 mhz. zasadniczo znane są metody badania jakości połączeń zgrzewanych metodą ultradźwiękową, z tego powodu w dalszej części pracy skoncentrowano się nie na samych sposobach prowadzenia badań, lecz na możliwościach uzyskania prawidłowych, przydatnych układów obrazów impulsów ultradźwiękowych na ekranie defektoskopu. rys. 1. defektoskop do badania połączeń zgrzewanych fig. 1. view of flaw detector for testing welded joints aparatura do badania połączeń zgrzewanych uznani producenci aparatury ultradźwiękowej posiadają w swojej ofercie specjalistyczne stanowiska do badania połączeń zgrzewanych. zalety takich stanowisk, to – przede wszystkim – możliwość samodzielnego tworzenia przez użytkownika programów kontrolnych, krótki czas potrzebny do wyszkolenia personelu badań nieniszczących oraz dedykowane oprogramowanie, umożliwiające automatyczną analizę wyników. w wyniku tych rozwiązań pracownik bezpośrednio prowadzący kontrolę jedynie wybiera odpowiednią głowicę według wskazań programu i przykłada ją do badanej zgrzeiny. przykładowy, defektoskop, umożliwiający ultradźwiękową ocenę połączeń zgrzewanych, przedstawiono na rysunku 1. koszt takiej aparatury jest jednak relatywnie wysoki, stanowiący barierę dla małych firm, zajmujących się produkcją, naprawą lub regeneracją, a wykorzystujących w swoich technologiach zgrzewanie. część firm posiada już na wyposażeniu laboratorium klasyczną aparaturę ultradźwiękową. jako alternatywę dla przedstawionego stanowiska można zaproponować defektoskop usm35. jest to klasyczny defektoskop ultradźwiękowy, przedstawiony na rysunku 2. rys. 2. klasyczny defektoskop ultradźwiękowy – widoczny układ impulsów uzyskany z obszaru połączenia fig. 2. classic ultrasonic flaw detector during welded joint inspection 7przegląd spawalnictwa vol. 87  2/2015 jednym z najważniejszych elementów, wchodzących w skład stanowisk do ultradźwiękowych badań połączeń zgrzewanych, jest głowica ultradźwiękowa. ze względu na niewielką grubość badanych elementów powinna być to głowica o wysokiej częstotliwości. producenci aparatury do badań ultradźwiękowych zaproponowali – w takim przypadku – głowicę o częstotliwości 20 mhz. dodatkowo powinna być to głowica z linią opóźniającą, pozwalającą na prowadzenie pomiarów poza obszarem pola bliskiego. w praktyce wykorzystuje się głowice z wodną linią opóźniającą oraz z linią opóźniająca realizowaną za pomocą odpowiednio obrobionego tworzywa. ze względu na charakter badań, w szczególności kształt badanej powierzchni w przypadku zgrzeiny, w dalszych badań postanowiono wykorzystać głowicę z wodną linią opóźniającą. przykładową głowicę, wykorzystywaną w badaniach połączeń zgrzewanych, przedstawiono na rysunku 3. rys. 3. głowica ultradźwiękowa wykorzystywana do badania połączeń zgrzewanych fig. 3. ultrasonic transducer used to welded joint inspection badania połączeń zgrzewanych do badań połączeń zgrzewanych używa się różnych miar ich ultradźwiękowej oceny. w przypadku połączeń adhezyjnych wykorzystuje się np. moduł ciśnieniowego współczynnika odbicia, a w przypadku połączeń zgrzewanych analizowany jest układ uzyskiwanych impulsów, zobrazowanych na ekranie defektoskopu ultradźwiękowego. o jakości połączenia zgrzewanego może świadczyć np. liczba impulsów fali ultradźwiękowej odbitej od dna zgrzeiny lub od dna pierwszej z łączonych blach. dla przedstawianych połączeń ultradźwiękowe miary ich jakości opierają się na weryfikacji układu obrazów impulsów na ekranie defektoskopu. w celu sprawdzenia, na ile klasyczny defektoskop ultradźwiękowy umożliwia kontrolę połączeń zgrzewanych, wykonano szereg pomiarów wybranych połączeń, zarówno defektoskopem specjalnym, jak i klasycznym. w czasie badań rejestrowano uzyskiwane na ekranach aparatury obrazy impulsów ultradźwiękowych. wykonano pomiary w miejscach, w których zgrzeina została wykonana prawidłowo – była wysokiej jakości, oraz dla zgrzein, w których jądro było za małe. obraz uzyskany na ekranie defektoskopu specjalnego w czasie pomiarów zgrzeiny wysokiej jakości, przedstawiono na rysunku 4, natomiast obraz uzyskiwany w czasie pomiarów w miejscu, w którym stwierdzono brak połączenia – na rysunku 5. rys. 4. widok ekranu defektoskopu przemysłowego podczas badania prawidłowo wykonanego połączenia zgrzewanego fig. 4. view of industrial flaw detector screen during the test performed on a good welded joint rys. 5. widok ekranu defektoskopu przemysłowego podczas badania wadliwie wykonanego połączenia zgrzewanego fig. 5. view of industrial flaw detector screen during the test performed on a bad welded joint w celu porównania obrazów impulsów fal ultradźwiękowych, pokazanych na rysunkach 4 i 5, na rys. 6 przedstawiono obraz uzyskany podczas badania zgrzeiny defektoskopem klasycznym, na którym wyraźnie widać obraz impulsów fali odbitej od dna połączenia zgrzewanego. w przypadku wykorzystywania do oceny jakości połączenia zgrzewanego defektoskopu dedykowanego, pracownicy kontroli jakości mogą interpretować jego 8 przegląd spawalnictwa vol. 87 2/2015 wyniki praktycznie on-line. niejednokrotnie interpretacja wyników badań sprowadza się do obserwacji pola, w którym wyświetlane jest oznaczenie połączenia dobrego (kolor zielony) i błędnego (kolor czerwony). natychmiast po uzyskaniu wyniku pomiarów na ekranie defektoskopu automatycznie zostają podane spadki decybelowe między wybranymi obrazami impulsów, liczba impulsów, grubość badanego elementu, również w odniesieniu do grubości wzorcowej. pozwala to na niezwłoczne podjęcie decyzji o jakości połączenia zgrzewanego. nie bez znaczenia jest fakt, że po uprzednim zaprogramowaniu defektoskopu pracownik działu kontroli jakości ma zobrazowane na ekranie miejsce przyłożenia wskazanej głowicy. w przypadku defektoskopu klasycznego uzyskiwany obraz impulsów fali ultradźwiękowej należy każdorazowo analizować, co wymaga lepszego przygotowania personelu oraz dłuższego czasu dla prawidłowej analizy. jednym z największych problemów stwierdzonych podczas prowadzenia badań ultradźwiękowym defektoskopem klasycznym jest konieczność ciągłych zmian nastaw, np. początku obserwacji, co wynika z uginania się membrany głowicy ultradźwiękowej. w przypadku stanowiska dedykowanego proces ten jest zautomatyzowany. podsumowanie w określonych warunkach klasyczny defektoskop ultradźwiękowy może być wykorzystywany do badania połączeń zgrzewanych. ograniczenie wykorzystania klasycznego defektoskopu ultradźwiękowego nie wynika z fizycznych możliwości uzyskania przydatnych na potrzeby badań obrazów impulsów fali ultradźwiękowej, lecz w głównej mierze z ergonomii obsługi i możliwości automatyzacji prowadzonych badań, wpływających na ich czasochłonność. badania połączeń zgrzewanych, prowadzone defektoskopem klasycznym, wymagają pracy w zespole dwuosobowym. w przypadku badań rozpoznawczych i pilotażowych uzasadnione jest prowadzenie prac z wykorzystaniem defektoskopu klasycznego. w przypadku badań przemysłowych (podczas produkcji), szczególnie w sytuacji ich dużej liczby, zdecydowanie korzystniej jest stosować defektoskop ultradźwiękowy, dedykowany do badań połączeń zgrzewanych. rys. 6. widok defektoskopu klasycznego w czasie badania prawidłowo wykonanego połączenia zgrzewanego fig. 6. view of the classic flaw detector screen during the test performed on good welded joint literatura [1] słania j., kuk ł.: proces łączenia materiałów do budowy pojazdów i nadwozi w przemyśle samochodowym, przegląd spawalnictwa, nr 3, 2014. [2] godek j., senkara j.: metodyka badań trwałości elektrod do zgrzewania oporowego punktowego z wykorzystaniem zmechanizowanego stanowiska pomiarowego, przegląd spawalnictwa, nr 6, 2014. [3] kowalczyk j., ulbrich d., mańczak r.: badanie połączeń zgrzewanych blach stalowych metodą ultradźwiękową, przegląd spawalnictwa, nr 6, 2014. [4] kaminski r.: ultrasonic testing of spot welded joints on coated steel sheets and optimization of welding parameters. krautkramer. spotweldtesting.com, 20.10.2013. [5] buckley j., servent r.: improvements in ultrasonic inspection of resistance spot welds. the 2nd international conference on technical inspection and ndt (tindt 2008). october 2008, tehran, iran. [6] vural m., akkus a.: the ultrasonic testing of the spot welded different steel sheets. journal of achievements in materials and manufacturing engineering. vol. 18, september october 2006. [7] maev r., chertov a., regalado w., karloff a., lichaa p., phan t.: real time ultrasonic system for resistance spot weld inspection. integration in assembly line. 4th international candu in-service inspection and ndt in canada. 18–21 june 2012, toronto, canada. 201108_pspaw.pdf 60 przegląd spawalnictwa 8/2011 anna pocica produkcja broni w czasie okupacji weapons manufacturing in the occupation dr inż. anna pocica – politechnika opolska. streszczenie w artykule przedstawiono przykłady zastosowania spawania łukowego i acetyleno-tlenowego przez ruch oporu podczas ii wojny światowej. omówiono broń ręczną i pojazdy bojowe wykonane w latach 1939 – 1944 na terenie generalnej guberni. abstract the article presents examples of the use of arc welding and air-acetylene welding by the resistance movement in the world war ii. presented handguns as well as fighting vehicles made between 1939-1944 in the general government. rys. 1. granat ręczny „filipinka” [18] fig. 1. „filipinka” hand grenade [18] wstęp wybuch ii wojny światowej spowodował wstrzymanie produkcji przemysłowej. z czasem jednak zaczęły powstawać warsztaty rzemieślnicze, a niemcy otwierali fabryki, wykorzystując istniejące zasoby. w artykule skoncentrowano się na wykorzystaniu spawania przez ruch oporu na terenie generalnej guberni (gg) z pominięciem produkcji spawalniczej w zakładach niemieckich. broń, niezbędna dla ruchu oporu, była bardzo trudno dostępna. w związku z tym na terenie gg rozpoczęto konspiracyjną produkcję granatów, granatników i broni maszynowej. podczas okupacji powstał również wóz bojowy „kubuś” oraz miotacz butelek zapalających „kusza”. we wszystkich przypadkach do wytwarzania broni stosowano technologie spawalnicze. spawanie było również wykorzystywane do naprawy uzbrojenia. broń ręczna pierwszym rodzajem broni, którego produkcję podjęto w okupowanym kraju, były granaty (rys. 1). pierwsze granaty, o nazwie „filipinka” opuściły konspiracyjną wytwórnię w warszawie już w 1940 r. [1]. granaty wykonywano z rur wodociągowych, które cięto na tokarkach, następnie do powstałych tulei spawano denka i dokręcano pokrywki z otworami na zapalnik. już pierwszego dnia wyprodukowano 233 granaty [1], a do końca 1944 r., wg jednych źródeł 115 tys. [13], a według innych ok. 240 tys. sztuk [18]. z powodu ostrzelania warsztatu mieszczącego się na świętojerskiej, trzeba było przenieść produkcję na nowomiejską, gdzie nie było maszyn do spawania. prace mechaniczne wykonywano ręcznie, a spawanie w warsztacie na długiej. jednym z największych warsztatów był zakład mieszczący się w budynku związków spółdzielni mleczarskich i jajczarskich na hożej 1, pracujący dla konspiracji już od 1942 r., w którym w czasie powstania, oprócz granatów, produkowano butelki zapalające, granatniki, a także naprawiano broń. spawano prądem elektrycznym (łukiem) lub palnikiem acetylenowo-tlenowym [1]. w granatnikach spawano dno komory wybuchowej i uchwyty ułatwiające jej odkręcenie (rys. 2) [2]. dno było przyspawane elektrycznie, wykonywano więc spoiny pachwinowe i obwodowe [3]. łącznie wyprodukowano ok. 25 granatników [4]. spawanie stosowano również przy produkcji naboi do granatników. granat był wykonany z rury o grubości ścianki 3 mm, z jednej strony zakrytej przyspawanym dnem, z drugiej dokręcaną pokrywką [4]. granaty, od 1944 r., produkowano również w poznaniu w wytwórni focke wulf. dno do tulei żeliwnych spawano 61przegląd spawalnictwa 8/2011 rys. 2. powstańcze granatniki [19] fig. 2. insurgent grenade launchers [19] rys. 3. pistolet maszynowy sten z zaznaczonymi spoinami fig. 3. sten submachine gun with the indicated joints rys. 4. replika pistoletu kis [20] fig. 4. kis gun replica [20] samodzielnie wykonaną spawarką elektryczną [5]. w ostrowcu produkcję granatów prowadzono w kilku miejscach, jednak głównym były zakłady ostrowieckie. powołano tam specjalną grupę techniczną, która opracowała pierwszą dokumentację. w zakładach, na wydziale montowni, wykonywano tuleje o średnicy 50 mm i dna granatów. części te wywożono do pałacu wielopolskich w częstocicach, gdzie w piwnicy spawano granaty. aparat spawalniczy i 100 metrów kabla pochodziły z zakładów ostrowieckich, a jeden z najlepszych spawaczy, edward czuba, został oddelegowany do montowni. ponieważ zapotrzebowanie oddziałów partyzanckich i grup dywersyjnych było coraz większe, rozpoczęto również spawanie granatów w warsztacie mirosława krakowiaka ps. krakus – pracownika wydziału montowni, i w prywatnym warsztacie stanisława białasa [6]. w warsztacie białasa odbywał się też montaż pistoletów maszynowych wg wzoru pistoletu sten. produkcję tych pistoletów rozpoczęto pod koniec 1943 r. w narzędziowni zakładów ostrowieckich z części dostarczonych z radomia i skarżyska. steny produkowano również w warsztatach firmy „dom handlowy” sypniewskiego i jakubowskiego w krakowie, wybudowanych w latach 1941-1942. można przyjąć, że prototypowe egzemplarze pistoletów zbudowano na przełomie grudnia 1942 i stycznia 1943 r., a produkcję rozwinięto w pierwszej połowie 1943 r. [7]. w pistoletach sten metodą spawania wykonywano magazynki, łączono muszkę trójkątną z komorą zamkową, kolbę rurową ze stopką i wspornikiem, a także gniazdo magazynka (rys. 3) [8]. spoiny angielskie były gładkie, natomiast polskie grube, miejscami nierówne, więc po spawaniu można było broń odróżnić [7]. to nierówne i niedokładne spawanie mogło, szczególnie w przypadku magazynków, spowodować nieprzewidziane zacięcia, dlatego zaniechano ich produkcji [7]. według inż. czerniewskiego problem magazynków rozwiązał jesienią 1943 r., spawacz marian spychaj, zatrudniony w zakładach w suchedniowie [9]. wykonał je z blachy obustronnie szlifowanej i lutował twardo bronzytem (spoiwo mosiężne) wzdłuż tworzącej [10]. był wyjątkowo uzdolnionym mistrzem blacharskim i spawaczem. wykonał pierwsze magazynki do polskiego modelu ręcznego karabinu maszynowego typu browning dla oddziałów majora hubala. prowadnice nabojów utwardzał za pomocą palnika acetylenowego [11]. innym rodzajem broni spawanej, wzorowanym na stenie, był kis opracowany przez polikarpa rybickiego ps. konar, witolda szafrańskiego ps. igo i stanisława skorupkę ps. smrek (rys. 4). nazwa pistoletu pochodzi od pierwszych liter pseudonimów konstruktorów. pistolet nie miał kolby, a lufa była pozbawiona osłony [2]. części pistoletu spawano w wąchocku rys. 5. powstańczy wóz bojowy kubuś fig. 5. insurgent kubuś fighting vehicle 62 przegląd spawalnictwa 8/2011 rys. 8. spawanie działa samobieżnego chwat [arch. j. lassociński] fig. 8. welding of chwat self-propelled gun [j. lassocińskiego archives] rys. 6. wóz bojowy szary wilk [19] fig. 6. szary wilk carrier [19] rys. 7. działo samobieżne chwat w bramie poczty głównej [arch. j. lassocińskiego] fig. 7. chwat self-propelled gun in the main post office gate [j. lassociński archives] lub w szkole wetalowej zakładów starachowickich. znaczną trudność stwarzało zaopatrzenie w tlen i acetylen do spawania. butle z tlenem dostarczano okresowo, trudniej było zdobyć butle z acetylenem. ponieważ karbid był wówczas dostępny, zaczęto poszukiwać wytwornicy acetylenu. pierwszą, niewielką, uzyskano od właściciela małego warsztatu, drugą zdobyto podczas akcji przechwycenia sprzętu od ekipy naprawiającej słup wysokiego napięcia. zdobyto również komplet nowych palników [12]. do remontu broni stosowano lutowanie twarde mosiądzem [12] oraz spawanie acetylenowe [13]. znaczną ilość broni wyprodukowano w warszawie. na użytek armii krajowej w kilku wytwórniach, do lipca 1944 r., wykonano 650 stenów i ok. 2000 pistoletów błyskawica [13], a dla armii ludowej ok. 100 stenów [14]. w artykule nie omówiono konstrukcji błyskawic, podobnie jak granatów „sidolówka”, ponieważ nie były spawane. pojazdy bojowe w warszawie po wybuchu powstania, ok. 15 viii 1944 r., rozpoczęto budowę wozu pancernego kubuś (rys. 5). prace odbywały się w garażu na rogu tamki i ul. topiel. elektrownia warszawska przekazała na ten cel samochód ciężarowy chevrolet, blachy i kątowniki, sprzęt spawalniczy do spawania elektrycznego i acetylenowego oraz elektrody. do prac też oddelegowano rutynowanego spawacza antoniego nowakowskiego (gryf) [15]. arkusze blachy odpowiednio przycięte przyspawano do karoserii chevroleta i szkieletu nadwozia. stosowano wyłącznie spawanie elektryczne, gdyż tlen i acetylen oszczędzano do cięcia. obawiano się, że w przypadku uszkodzenia elektrowni warsztat będzie musiał korzystać ze spawania gazowego, a wtedy brakowało gazów spawalniczych. za pomocą spawania przerobiono również zdobyczny transporter typu viking [2], który nazwano na cześć poległego dowódcy szarym wilkiem (rys. 6). konstrukcja chroniła załogę od góry zamontowanym stropem, a także, podobnie jak w kubusiu, przednie koła wozu osłonięto blachami pancernymi. dalsza przeróbka polegała na podwyższeniu czołowej osłony pancernej i przedpiersia strzeleckiego. 2 sierpnia 1944 r. powstańcy warszawscy zdobyli działo samobieżne hatzer. maszyna była w znacznym stopniu nadpalona i przez pewien czas była wbudowana w barykadę na szpitalnej. po kilku dniach pojazd odholowano do bramy poczty głównej i wyremontowano, wykorzystując narzędzia ze zdobytego na terenie poczty głównej warsztatu naprawy samochodów pocztowych oraz urządzeń do spawania acetylenowego i elektrycznego, sprowadzonych z elektrowni na powiślu [2, 20]. działo o nazwie „chwat” stało niestety bezużytecznie w bramie poczty głównej, ponieważ skierowanie pojazdu do walki wymagałoby wcześniejszego rozebrania kilku barykad (rys. 7, 8). 63przegląd spawalnictwa 8/2011 podsumowanie ruch oporu to nie tylko wytwarzanie broni, ale również dywersja w zakładach niemieckich. wadliwe spoiny wykonano przykładowo w hucie bankowa i hucie zgoda przy produkcji kadłubów czołgów, literatura [1] łukocz j.: powstańcze wytwórnie granatów, zeszyty historyczne z. 70. wyd. instytutu literackiego, paryż, 1984, s. 86-94. [2] satora k.: produkcja uzbrojenia w polskim ruchu oporu 1939-1944. wyd. mon, warszawa, 1985. [3] maliszewski w.: granaty i armatki. przegląd techniczny, nr 13/1965. [4] satora k: granatnik z powstania warszawskiego 1944. muzeum wojskowe t. 1. wyd. mon, warszawa, 1959. [5] blimel h.: technicy z szarych szeregów. przegląd techniczny, nr 8/1966. [6] mazur m.: szumiały nam świętokrzyskie jodły (bez miejsca i roku wydania). [7] jankowski s.: steny z ulicy mogilskiej. wyd. literackie, kraków, 1977. [8] kochański s.: pistolet maszynowy sten. typy broni i uzbrojenia. wyd. mon, warszawa, 1986. [9] czerniewski k.: jeszcze o produkcji polskich stenów. przegląd techniczny, nr 5/1965. [10] czerniewski k.: konspiracyjna produkcja pistoletów maszynowych w suchedniowie. wojskowy przegląd historyczny, nr 1/1966, s.144-174. [11] czerniewski k.: współpraca tajnych warsztatów. wtk, nr 7/1974. [12] bronikowski a.: broń leśnych ludzi. przegląd techniczny nr 22/1965. [13] www.powstanie-warszawskie_1944.pl?uzbrojenie_ak.htm, 2011. [14] strzembosz t.: akcje zbrojne podziemnej warszawy 1939-1944. piw, warszawa, 1983. [15] nowakowski a.: światło dla warszawy – wspomnienia. książka i wiedza, warszawa, 1973. [16] satora k.: kubuś z powiśla. przegląd techniczny, nr 38/1966. [17] matusek p.: ruch oporu w przemyśle wojennym okupanta. wyd. mon, warszawa, 1983. [18] http://www.naukowy.pl/encyklopedia/granat_r%c4%99czny_et-40_filipinka, 2011. [19] http://www.powstanie-warszawskie-1944.pl/uzbrojenie_ ak.htm, 2011. [20] http://pl.wikipedia.org/wiki/pistolet_maszynowy_kis, 2011. kadłubów torped, w zakładach zieleniewskiego przy produkcji pływaków, czy w ursusie przy produkcji podwozi czołgów [17]. jak widać technologia spawalnicza pomagała w walce z okupantem. dolnośląska sekcja spawalnicza simp, zakład spawalnictwa instytutu technologii maszyn i automatyzacji wydział mechaniczny politechniki wrocławskiej, euromat sp. z o.o., wrocław zapraszają do udziału w 1. międzynarodowej konferencji naukowo-technicznej „napawanie – postęp i zastosowania” wrocław 2011 19-21 września 2011 r. aula a1, bud. b4 pwr, ul. łukasiewicza 5 zainteresowanych prosimy o kontakt: dr hab. inż. andrzej ambroziak prof. nadzw. pwr – przewodniczący komitetu naukowego tel.: 71 320 21 48, e-mail: andrzej.ambroziak@pwr.wroc.pl dr inż. hubert drzeniek – przewodniczący komitetu naukowego tel./fax: 71 348 45 36, e-mail: h.drzeniek@euromat.pl dr inż. piotr białucki – sekretarz komitetu naukowego tel.: 71 320 42 71, e-mail: piotr.bialucki@pwr.wroc.pl dr inż. ryszard kaczmarek – przewodniczący komitetu organizacyjnego tel./fax: 71 348 45 36, e-mail: r.kaczmarek@euromat.pl mgr inż. anna woźna – sekretarz komitetu organizacyjnego tel.: 71 720 20 74, e-mail: anna.wozna@pwr.wroc.pl korespondencję prosimy kierować pod adres: komitet organizacyjny 1. międzynarodowej konferencji naukowo-technicznej napawanie – postęp i zastosowania politechnika wrocławska, zakład spawalnictwa itmia wybrzeże wyspiańskiego 27, 50-370 wrocław ps 5 2018 www str 80 przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 dobór urządzeń do zgrzewania oporowego punktowego  z wykorzystaniem analizy skupień selection of resistance spot-welding machines with the use of cluster analysis streszczenie w pracy omówiono zagadnienie doboru urządzeń do zgrzewania oporowego punktowego, stwierdzając na podstawie przeglądu literatury, że nie istnieje obiektywna metoda wspomagająca decyzję zakupu takich zgrzewarek. do rozwiązania problemu zaproponowano zastosowanie metod analizy skupień. zgromadzono i opracowano dane diagnostyczne opisujące 35 zgrzewarek oporowych punktowych, a następnie przeprowadzono ich klasyfikacje metodami warda i k-średnich. na podstawie porównania wyników wykazano, że analiza skupień może być stosowana jako wstępna metoda wspomagania decyzji zakupu urządzeń do zgrzewania oporowego punktowego. słowa  kluczowe:  zgrzewanie oporowe punktowe; analiza skupień; metoda warda; metoda k-średnich; zakup abstract the paper presents the issue of selection of the resistance spot-welding machines, stating that there is no objective method of supporting the decision to purchase such devices. the application of cluster analysis method has been suggested for solving the problem. diagnostic data describing 35 resistance spot-welding machines have been collected and then their classification has been made by the ward and k-means methods. based on the results, it has been concluded, that the cluster analysis can be an effective preliminary method of supporting the decision of purchasing resistance spot-welding machines. keywords: resistance spot welding; cluster analysis; ward’s method; k-means method; purchasing wstęp zgrzewanie jest jedną z podstawowych technik wytwarzania [1]. na skalę przemysłową stosuje się wiele procesów zgrzewania, których idea bazuje najczęściej na zamianie energii elektrycznej albo mechanicznej na cieplną wykorzystywaną do nagrzania spajanych elementów. do najbardziej rozpowszechnionych metod można zaliczyć: zgrzewanie oporowe doczołowe i punktowe [2÷4], tarciowe [5,6], w tym fsw [7] oraz wybuchowe [8,9] i łukiem wirującym [10]. rozwój zgrzewania oporowego związany był z potrzebami rynku oraz postępem w i elektrotechnice i elektronice. proces ten na masową skalę został zaaplikowany m.in. w artyku łach gospodarstwa domowego oraz przemyśle motoryzacyjnym (np. do łączenia elementów nadwozi pojazdów). w większości przypadków, aby można było uzyskać złącza zgrzewane spełniające założone kryteria akceptacji wynikające między innymi z norm przedmiotowych oraz spe cyfikacji technicznych, należy stosować specjalistyczne i odpowiednio wyposażone stanowiska robocze. ich głównym i zasadniczym elementem jest zgrzewarka. zgrzewarki oporowe punktowe można podzielić wg typu konstrukcji monika kędziorska, aleksandra świerczyńska, grzegorz rogalski, dariusz fydrych przeglad welding technology review mgr inż. monika kędziorska – koło naukowe spawalników mma, dr inż. aleksandra świerczyńska, dr inż. grzegorz rogalski,  dr hab. inż. dariusz fydrych – politechnika gdańska. autor korespondencyjny/corresponding author: darfydry@pg.edu.pl na stacjonarne, stołowe i kleszczowe. urządzenia te do zasilania elektrod mogą wykorzystywać prąd przemienny, prąd stały albo energię akumulowaną. osobna klasyfikacja (wg kryterium rodzaju wykonywanych złączy) dzieli je na zgrzewarki punktowe, garbowe i liniowe [11]. większość spośród obecnie produkowanych urządzeń do zgrzewania stanowi złożone i wyposażone w zaawansowane funkcje rozwiązania konstrukcyjne, co utrudnia wybór modelu dopasowanego do aktualnych, często ściśle zdefiniowanych, potrzeb użytkownika. podczas wyboru modelu urządzenia można kierować się m.in. doświadczeniem, wymaganiami specyfikacji technicznych czy norm przedmiotowych, rozwiązaniami konstrukcyjnymi zgrzewanych urządzeń, zapewnieniami producentów oraz własnymi odczuciami i opiniami innych użytkowników [12÷15]. do rozwiązywania złożonych problemów o charakterze wielowymiarowym przeznaczone są techniki data mining pozwalające na wyszukiwanie zależności wśród dużej ilości danych [16]. jedną z nich jest analiza skupień stanowiąca odrębną gałąź wielowymiarowej analizy statystycznej, doi: http://dx.doi.org/10.26628/ps.v90i5.903 81przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 której ideą jest grupowanie obiektów w możliwie jednorodne skupienia. algorytm grupowania polega na podziale obiektów na skupienia, przy czym nadrzędnym celem jest zminimalizowanie zmienności wewnątrz skupień i zmaksymalizowanie zmienności między nimi. metody analizy skupień znalazły zastosowanie w wielu dziedzinach nauk humanistycznych, ścisłych, społecznych, technicznych oraz medycznych [16÷21], jednak rozwiązania problemów spajania z ich użyciem ograniczają się do jednostkowych przypadków. w szczególności w obszarze obejmującym procesy spawalnicze analiza skupień była stosowana do klasyfikacji urządzeń do spawania metodami mag, tig, elektrodą otuloną oraz oceny jakości zgrzewania oporowego punktowego [12,13,22,23]. z wyżej wymienionych przyczyn podjęcie próby opracowania metody wspomagania decyzji zakupu o bardziej obiektywnym charakterze ujmującej jako kryteria czynniki ilościowe należy uznać za celowe. z analizy literatury dotyczącej możliwości doboru i zakupu urządzeń spawalniczych wynika, że brakuje opracowań porównujących parametry techniczne oraz ekonomiczne poszczególnych grup źródeł prądu do zgrzewania elektrycznego oporowego [12,13]. badania własne głównym celem pracy było zweryfikowanie skuteczności technik analizy skupień jako metod wspomagania decyzji zakupu stacjonarnych zgrzewarek oporowych punktowych. do pozostałych celów należało: wyselekcjonowanie cech diagnostycznych o żądanych własnościach dyskryminacyjnych oraz minimalizację ich ilości. ograniczenie liczności cech miało na celu ułatwienie realizacji analiz oraz objaśnienia otrzymanych wyników. zakres pracy obejmował następujące etapy: – zgromadzenie i opracowanie danych wejściowych do analiz statystycznych: – analiza zmienności danych dla kryterium maksymalnej wartości współczynnika zmienności: ω = 0,2; – analiza korelacji cech diagnostycznych; – normalizacja danych; – przeprowadzenie analiz statystycznych: – analiza skupień na podstawie cech diagnostycznych urządzeń metodą aglomeracyjną (warda); – analiza skupień na podstawie cech diagnostycznych urządzeń metodą k-średnich; – zestawienie uzyskanych wyników oraz sformułowanie wniosków. dane wejściowe zostały zebrane na postawie ofert handlowych producentów i dystrybutorów stacjonarnych zgrzewarek oporowych punktowych. zgromadzono dane techniczno-ekonomiczne charakteryzujące 35 modeli urządzeń oferowanych przez 4 producentów (tabl. i). w przypadku podania przez producenta zakresu danych przyjmowano wartość średnią. wszystkim urządzeniom przyporządkowano nowe, zakodowane oznaczenia w postaci litery c oraz liczby z zakresu 1÷35. następnie przeprowadzono analizę zmienności danych zgodnie z zależnością [16]: ω= sj xj gdzie: ω – współczynnik zmienności; sj – odchylenie standardowe; xj – średnia arytmetyczna wartości cechy. w tablicy i przedstawiono wszystkie analizowane cechy diagnostyczne wraz z wartościami współczynnika zmienności. ponieważ we wszystkich przypadkach wartość ta nie była niższa niż 0,2 przyjęto, że wytypowane cechy charakteryzują się odpowiednią zdolnością dyskryminacyjną. cecha diagnostyczna symbol cechy  diagnostycznej współczynnik  zmienności ω  moc nominalna p50% pnom [kva] 0,94 maksymalna moc zgrzewania pmax [kva] 1,31 prąd zwarcia izwarcia [ka] 0,63 maksymalny prąd zgrzewania stali imax [ka] 0,62 chłodzenie wodne ch [l/min] 0,79 masa netto m [kg] 0,89 rozstaw elektrod r [mm] 0,32 wysięg ramion w [mm] 0,43 maksymalny docisk elektrod dmax [dan] 0,57 cena c [pln] 0,52 okres gwarancji g [mies.] 0,52 tablica  i. cechy diagnostyczne oraz wartości współczynnika zmienności table i. diagnostic factors and values of the coefficient of variation w oparciu o macierz korelacji cech stacjonarnych zgrzewarek oporowych punktowych wygenerowaną w programie statistica oraz analizę merytoryczną procesu zgrzewania usunięto ze zbioru cech diagnostycznych maksymalną moc zgrzewania pmax oraz prąd zwarcia izwarcia uznając, że cechą dobrze reprezentującą moc zgrzewarki jest maksymalny prąd zgrzewania stali imax. do dalszych badań przyjęto zatem następujący zestaw cech diagnostycznych: moc nominalna pnom, maksymalny prąd zgrzewania stali imax, chłodzenie wodne ch, masa netto m, rozstaw elektrod r, wysięg ramion w, maksymalny docisk elektrod dmax, cena c, okres gwarancji g. w tablicy ii przedstawiono dane wejściowe do analiz w postaci surowej. normalizację cech przeprowadzono z uwzględnieniem ich podziału na stymulanty i destymulanty, przy czym do tych ostatnich zaliczono: masę oraz cenę. zastosowano w tym celu zależności [16]: dla stymulant: x1ij= xij min{xij} max{xij} min{xij} dla destymulant: x1ij= max{xij} xij max{xij} min{xij} gdzie: xin – normalizowana wartość cechy; xij – wartość cechy. przygotowany w ten sposób zbiór danych został wykorzystany do przeprowadzenia analiz taksonomicznych w programie statistica w dwóch etapach: metodą warda z odległością euklidesową oraz metodą k-średnich dla opcji: sortuj odległości i weź obserwacje przy stałym interwale. wybrano tym samym dwie metody analizy skupień, któ re stosowano z powodzeniem do rozwiązywania podobnych problemów technicznych [12,13]. cechy w postaci znormalizowanej oznaczono dodatkowo indeksem n. dendrogram przedstawiony na rysunku 1 został sporządzony z uwzględnieniem wszystkich cech diagnostycznych z tablicy ii, 82 przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 tablica ii. zbiór danych w postaci surowej table ii. raw input data for statistical analysis oznaczenie  urządzenia      moc  nominalna  pnom   [kva] maksymalny prąd  zgrzewania  stali imax  [ka] chłodzenie  wodne  ch    [l/min] masa  netto  m    [kg] rozstaw  elektrod  r     [mm] wysięg  ramion  w     [mm] maksymalny  docisk  elektrod  dmax [dan] cena  c      [pln] okres  gwarancji  g    [mies.] c-1 30 15,2 6 193 417,5 440 425 14 500 24 c-2 30 15,2 6 185 436,5 400 470 14 500 24 c-3 100 48 18 650 325 385 736 25 000 24 c-4 100 44 17 710 325 800 736 25 000 24 c-5 35 13,7 4 218 195 440 360 14 760 24 c-6 35 11,1 4 223 195 640 618 10 570 24 c-7 50 17,2 4 228 195 440 360 19 360 24 c-8 50 12,7 4 223 195 640 618 15 760 24 c-9 90 25,6 11 550 325 803 736 23 200 24 c-10 180 48 18 600 325 803 736 26 850 24 c-11 16 10 2,5 135 220 390 376 10 800 24 c-12 20 11,6 3 143 220 390 376 9 500 24 c-13 20 9,6 3 146 220 540 520 9 700 24 c-14 25 14,4 3,7 145 220 390 376 13 580 24 c-15 25 11,6 3,7 148 220 540 520 10 287 24 c-16 80 23,3 10 750 290 700 900 9 799 12 c-17 120 24,8 10 820 290 700 900 12 480 12 c-18 160 36 15 1550 365 1000 1500 17 500 12 c-19 16 9,6 5 230 410 450 220 9 040 12 c-20 25 12 5 240 410 450 220 12 450 12 c-21 40 17,2 5 260 410 450 300 9 900 12 c-22 8 7,3 2,5 225 160 215 220 10 233 6 c-23 12 9 2,5 200 160 215 220 9 300 6 c-24 8 7,3 2,5 112 160 215 360 10 900 6 c-25 12 9 2,5 600 160 215 360 9 775 6 c-26 20 12 3 170 250 315 360 14 576 6 c-27 30 16 6 380 250 315 360 15 576 6 c-28 50 20,5 10 225 250 315 360 9 900 6 c-29 20 12 3 200 250 315 420 17 000 6 c-30 30 16 6 255 250 315 420 17 000 6 c-31 50 20,5 10 190 250 315 420 20 947 6 c-32 13 9,7 0,95 104 195 330 150 8 280 12 c-33 22 16,4 0,95 141 195 330 220 9 360 12 c-34 13 9,7 0,95 109 195 330 150 10 800 12 c-35 22 16,4 0,95 145 195 330 220 12 096 12 83przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 numer  skupienia elementy skupienia (metoda warda) elementy skupienia (metoda k-średnich) opis skupienia 1 c-22, c-23, c-24, c-25, c-26, c-27, c-28, c-29, c-30, c-31, c-32, c-33, c-34, c-35 c-19, c-20, c-21, c-22, c-23, c-24, c-25, c-26, c-27, c-28, c-29, c-30, c-31, c-32, c-33, c-34, c-35 niskie parametry, niemal najcięższe urządzenia, najmniejszy: rozstaw, wysięg, docisk elektrod, najniższa cena, najkrótszy okres gwarancji 2 c-3, c-4, c-9, c-10, c-16, c-17, c-18 c-3, c-4, c-9, c-10, c-16, c-17, c-18 niskie parametry, najcięższe urządzenia, największy rozstaw, średni wysięg i docisk elektrod, najwyższa cena, najdłuższy okres gwarancji 3 c-1, c-2, c-5, c-6, c-7, c-8, c-11, c-12, c-13, c-14, c-15, c-19, c-20, c-21, c-1, c-2, c-5, c-6, c-7, c-8, c-11, c-12, c-13, c-14, c-15 wysokie parametry zgrzewania, najlżejsze urządzenia, największy: rozstaw, wysięg, docisk elektrod, wysoka cena, przeciętny okres gwarancji tablica iii. wyniki grupowania stacjonarnych zgrzewarek oporowych punktowych na podstawie cech: pnomn, imaxn, chn, mn, rn, wn, dmaxn, cn, gn (analiza i) table iii. results of the grouping of stationary resistance spot-welding machines on the basis of the following factors: pnomn, imaxn, chn, mn, rn, wn, dmaxn, cn, gn (analysis i) rys. 1. dendrogram klasyfikacji stacjonarnych zgrzewarek oporowych punktowych na podstawie cech: pnomn, imaxn, chn, mn, rn, wn, dmaxn, cn, gn. metoda warda, odległość euklidesowa. przerywaną linią zaznaczono poziom podziału na skupienia (analiza i) fig. 1. euclidean distance dendrogram (ward method) of stationary resistance spot-welding machines. diagnostic factors: pnomn, imaxn, chn, mn, rn, wn, dmaxn, cn, gn. the dashed line indi-cates the best option to divide the dendro-gram into clusters (analysis i) rys. 2. wykres odległości wiązania względem kroku wiązania (analiza i) fig. 2. graph of the distance of the binding relative to the binding step (analysis i) tj.: pnomn, imaxn, chn, mn, rn, wn, dmaxn, cn, gn (analiza i). dendrogram stanowi graficzną interpretację podziału elementów na skupienia, przy czym wyznaczenie ilości skupień można dokonać „odcinając” gałęzie drzewa na odpowiednim poziomie kierując się różnymi kryteriami [16]. w oparciu o wykres odległości wiązania względem wiązania (wykres przebiegu aglomeracji) pokazany na rysunku 2 wyznaczono liczbę skupień – 3, którą wprowadzono jako kryterium do analiz metodą k-średnich. wyniki analizy metodą kśrednich pokazano na rysunku 3, natomiast w tablicy iii zestawiono wyniki obu analiz wraz z charakterystyką skupień. z analizy zestawienia wynika, że zastosowanie dwóch różnych metod taksonomicznych poskutkowało utworzeniem niemal identycznych skupień. jedynie 3 urządzenia (c-19, c-20 i c-21) zostały przypisane w każdej z analiz do innej grupy. drugą analizę przeprowadzono przyjmując założenie, że podczas podejmowania decyzji zakupu urządzenia spawalniczego można kierować się cechami diagnostycznymi rys. 3. wykres liniowy średnich dla poszczególnych skupień stacjonarnych zgrzewarek oporowych punktowych na podstawie cech: pnomn, imaxn, chn, mn, rn, wn, dmaxn, cn, gn (analiza i) fig.  3. k-means plot for clusters of stationary resistance spotwelding machines. diag-nostic factors: pnomn, imaxn, chn, mn, rn, wn, dmaxn, cn, gn (analysis i) 84 przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 tablica iv. wyniki grupowania stacjonarnych zgrzewarek oporowych punktowych na podstawie cech: pnomn, gn (analiza ii) table iv. results of the grouping of stationary resistance spot-welding machines on the basis of the following factors: pnomn, gn (analysis ii) numer  skupienia elementy skupienia (metoda warda) elementy skupienia (metoda k-średnich) opis skupienia 1 c-3, c-4, c-9, c-10, c-16, c-17, c-18 c-16, c-17, c-18, c-19, c-20, c-21, c-32, c-33, c-34, c-35 przeciętna wartość pnom, przeciętny okres gwarancji 2 c-1, c-2, c-5, c-6, c-7, c-8, c-11, c-12, c-13, c-14, c-15 c-1, c-2, c-3, c-4, c-5, c-6, c-7, c-8, c-9, c-10, c-11, c-12, c-13, c-14, c-15 najwyższa wartość pnom, najdłuższy okres gwarancji 3 c-19, c-20, c-21, c-22, c-23, c-24, c-25, c-26, c-27, c-28, c-29, c-30, c-31, c-32, c-33, c-34, c-35 c-22, c-23, c-24, c-25, c-26, c-27, c-28, c-29, c-30, c-31 niska wartość pnom, najkrótszy okres gwarancji rys. 4. dendrogram klasyfikacji stacjonarnych zgrzewarek oporowych punktowych na podstawie cech: pnomn, gn. metoda warda, odległość euklidesowa. przerywaną linią zaznaczono poziom podziału na skupienia (analiza ii) fig. 4. euclidean distance dendrogram (ward method) of stationary resistance spot-welding machines. diagnostic factors: pnomn, gn. the dashed line indicates the best option to divide the dendrogram into clusters (analysis ii) rys. 5. wykres odległości wiązania względem wiązania (analiza ii) fig. 5. graph of the distance of the binding relative to the binding (analysis ii) rys. 6. wykres liniowy średnich dla poszczególnych skupień stacjonarnych zgrzewarek oporowych punktowych na podstawie cech: pnomn, gn (analiza ii) fig.  6. k-means plot for clusters of stationary resistance spotwelding machines. diag-nostic factors: pnomn, gn (analysis ii) odpowiadającymi podstawowemu parametrowi technologicznemu: mocy nominalnej pnomn i parametrowi ekonomicznemu: okresem gwarancji gn, a następnie z określonych w ten sposób zbiorów wybrać zgrzewarki o najniższej cenie. na rysunkach 4÷6 i w tablicy iv przedstawiono wyniki przeprowadzonych w ten sposób analiz stosując zasady analogiczne do wykorzystanych podczas analizy i. pomimo tego, że podział zgrzewarek między skupienia uzyskany różnymi metodami nie jest identyczny, można wyróżnić charakterystyczne grupy zgrzewarek. z punktu widzenia użytkownika najkorzystniejszymi właściwościami charakteryzują się zgrzewarki ze skupienia 2, a więc zgodnie z przyjętym założeniem z tej grupy wybrano urządzenie o najniższej cenie: c-23. z rozważanej grupy również zgrzewarki c-25 i c-28 mają relatywnie niską cenę. 85przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 podsumowanie i wnioski zweryfikowano pozytywnie możliwość zastosowania metod analizy skupień do klasyfikacji i w dalszej kolejności do wspomagania decyzji zakupu stacjonarnych zgrzewarek oporowych punktowych. podczas analizy rynku krajowego zgromadzono dane 35 urządzeń do zgrzewania, które uznano za próbę reprezentatywną dla rozważanej populacji statystycznej. przeprowadzono badania taksonomiczne metodami warda i k-średnich dwukrotnie: dla szerokiego zbioru cech (9 cech – analiza i) oraz dla minimalnej ilości cech diagnostycznych (2 cechy – analiza ii). zaproponowano nowe w odniesieniu do poprzednich prac [12,13] podejście do problemu polegające na przyjęciu założenia, że z punktu widzenia nabywcy korzystne jest podejmowanie decyzji zakupu w dwóch etapach: najpierw wyodrębnienie grupy urządzeń o najkorzystniejszych cechach, a następnie wybranie z niej urządzenia o najniższej cenie. w obu przypadkach uzyskano wyniki umożliwiające podjęcie obiektywnej decyzji zakupu. wynikiem obu analiz był po dział próby badanej na 3 grupy, które opisano poziomami cech diagnostycznych. w wyniku analizy i (9 cech diagnostycznych) jedynie 3 urządzenia zostały przypisane przez algorytmy warda i k-średnich do innych skupień, natomiast zmniejszenie ilości cech do 2 spowodowało większe zróżnicowanie wyników. zastosowanie metod analizy skupień do klasyfikacji obiektów technicznych jest szczególnie uzasadnione w sytuacji porównywania dużej ilości obiektów wielocechowych. przedstawione w artykule rozwiązanie nie wyczerpuje innych potencjalnych zastosowań. zaproponowaną metodę można również wykorzystać do wyszukiwania zamienników, np. urządzeń o cechach zbliżonych do oczekiwanych. o skuteczności metody decyduje głównie przyjęty zestaw cech diagnostycznych. zmniejszenie ilości cech diagnostycznych wpływa na skrócenie czasu podjęcia decyzji i ułatwienie interpretacji wyników analiz poprzez skrócenie czasochłonnego etapu gromadzenia i przygotowania danych. jednak może być przyczyną mniejszej dokładności wyników badań. najistotniejszą wadą stosowania analiz statystycznych jest konieczność opanowania specjalistycznej wiedzy oraz obsługi oprogramowania. należy także pamiętać o warunku przeprowadzenia analizy merytorycznej wyników badań statystycznych. literatura [1] chmielewski t.: projektowanie procesów technologicznych – spawalnictwo, oficyna wydawnicza politechniki warszawskiej, warszawa 2013. [2] mikno z., bartnik z.: zgrzewanie rezystancyjne doczołowe zwarciowe w obliczeniach mes materiałów jednoimiennych. cz. 1, przegląd spawalnictwa 87(4), 2015, s. 14-20. [3] chmielewski t., jakubowski j.: zgrzewanie rezystancyjne uszczelnień typu „plaster miodu”, prace naukowe politechniki warszawskiej, mechanika (229), 2009, s. 181-188. [4] vardanjani m., senkara j., arayee a.: a review of shunting effect in resistance spot welding, przegląd spawalnictwa 88(1), 2016, pp. 46-50. [5] hudycz m., chmielewski t., golański d.: analysis of distribution of temperature and stresses during the friction metallisation of aln ceramics with titanium. biuletyn instytutu spawalnictwa w gliwicach 60(5), 2016, pp. 63-67. [6] górka j.: properties and structure of resistance short-circuit welded joints in tmcp steel s700mc, biuletyn instytutu spawalnictwa w gliwicach 62(1), 2018, pp. 37-41. [7] tuz l., kołodziejczak p., kolasa a.: struktura złączy ze stopów magnezu wykonanych metodą fsw, prace naukowe politechniki warszawskiej, mechanika (230) 2010, s. 135-146. [8] fydrych d., rogalski g. walczak w.: wpływ cyklu cieplnego na właściwości zgrzewanych wybuchowo złączy stal-aluminium, przegląd spawalnictwa 85(6), 2013, s. 60-64. [9] pocica n., tuz l.: ocena mikrostruktury i wybranych własności mechanicznych złączy zgrzewanych wybuchowo po obróbce cieplnej, przegląd spawalnictwa 88(4), 2016, s. 35-38. [10] piwowarczyk t., korzeniowski m., ambroziak a., kowal t., rutka r., karolewski m.: effect of pipe face preparation on the quality of magnetically impelled arc welded joints, biuletyn instytutu spawalnictwa w gliwicach 60(5), 2016, pp. 111-119. [11] dobaj e.: maszyny i urządzenia spawalnicze, wnt, warszawa 1998. [12] fydrych d., sommer s., rogalski g.: wspomaganie decyzji zakupu urządzeń do spawania metodą mig/mag z wykorzystaniem analizy skupień. przegląd spawalnictwa 86(12), 2014, s. 26-33. [13] fydrych d., sommer s., rogalski g.: analiza skupień jako metoda wspomagania decyzji zakupu urządzeń prądu stałego do spawania metodą tig, logistyka 6, 2014, s. 14158-14164. [14] chmielewski t., węglowski m.: analiza rynku spawalniczego w polsce pod względem sprzedaży urządzeń oraz materiałów spawalniczych, przegląd spawalnictwa 82(6), 2010, s. 28-31. [15] lasocki k.: kryteria wyboru przy zakupie urządzeń i materiałów spawalniczych, przegląd spawalnictwa 70(12), 1998, s. 6-8. [16] stanisz a.: przystępny kurs statystyki z zastosowaniem statistica pl na przykładach medycyny, tom 3, analizy wielowymiarowe, wydawnictwo statsoft polska, kraków 2010. [17] czarnecka m., nidzgorska-lencewicz j.: application of cluster analysis in defining the meteorological conditions shaping the variability of pm10 concentration, rocznik ochrona środowiska 17(1), 2015, pp. 40-61. [18] filar b., kwilosz t., miziołek m., piesik-buś w., zamojcin j.: the use of cluster analysis for the segmentation of the physicochemical properties of shale gas deposits, nafta-gaz 71(11), 2015, pp. 898-909. [19] wicijowski j., ziółko b.: analiza skupień i redukcja wymiarowości w hierarchicznym modelu korpusowym języka, studia informatica 31(2a), 2010, s. 133-145. [20] lee y.f., roe t., mangham d.c., fisher c., grimer r.j., judson i.: gene expression profiling identifies distinct molecular subgroups of leiomyosarcoma with clinical relevance. british journal of cancer 115, 2016, pp. 1000-1007. [21] lin q., fan s., zhang y., xu m., zhang h., yang y., ..., luo w.: the seahorse genome and the evolution of its specialized morphology, nature 540(7633), 2016, pp. 395-399. [22] zhang h., hou y.: quality estimation of the resistance spot welding based on genetic k-means cluster analysis. in control, automation and systems engineering (case), international conference ieee, 2011, pp. 1-4. [23] fydrych d., rogalski g., świerczyńska a., łabanowski j.: ocena przydatności komercyjnych elektrod otulonych do spawania mokrego pod wodą z wykorzystaniem analizy skupień, przegląd spawalnictwa 87(10), 2015, s. 27-30. ps 9 2016 www.pdf 87przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 badania zdolności kapilarnych lutu bni2   metodą zmiennej szczeliny lutowniczej study of capillary power of bni2 braze by variable clearance method dr inż. mariusz bober; dr inż. jerzy jakubowski; prof. dr hab. inż. jacek senkara – zakład inżynierii spajania, politechnika warszawska. autor korespondencyjny/corresponding author: mbober@wip.pw.edu.pl streszczenie na podstawie badań zwilżalności i rozpływności oraz próby klinowej określano właściwości kapilarne lutu niklowego bni2 dla podłoży ze stopu inconel 625 oraz stali nierdzewnej martenzytycznej 410 po różnym przygotowaniu powierzchni: polerowaniu ścierniwem, kulowaniu nicroblasting® i obróbce strumieniowo-ściernej. lut miał postać litej folii i komercyjnej pasty lutowniczej. stwierdzono, iż bni2 ma korzystne właściwości kapilarne: dobrze zwilża i wypełnia szczeliny lutownicze o szerokości nawet powyżej 500 μm. zastosowanie pasty lutowniczej w procesie próżniowym może powodować porowatość złączy i nadmierne wycieki lutu. obróbka strumieniowo-ścierna nie jest zalecana przed lutowaniem, zwłaszcza dla stali 410. słowa kluczowe: lut bni2; właściwości kapilarne; zmienna szczelina lutownicza abstract capillary properties of bni2 nickel braze were studied basing on the wettability and spreadability experiments along with the slope sample test for inconel 625 and 410 stainless steel substrates with the surfaces prepared by abrasive polishing, nicroblasting® shot-peening and abrasive blasting. the filler metal was employed in the form of the solid foil and of commercial brazing paste. it was found bni2 features high capillary properties: good wetting and filling the gaps even of above 500 μm width. the application of brazing paste in a vacuum process can cause porosity of joints and excessive braze outflow. abrasive blasting is not recommended prior to brazing, especially for 410 stainless steel. keywords: bni2 braze; capillary properties; variable brazing clearance wstęp poprzez właściwości kapilarne lutu rozumie się jego zdolność do wypełniania w stanie ciekłym szczelin, których szerokość jest na tyle mała, aby wytworzone zostało ciśnienie kapilarne δp. jest ono równe różnicy ciśnień po obu stronach zakrzywionej powierzchni cieczy. generalnie uważa się, iż w danej temperaturze wpływanie ciekłego metalu do kapilary jest zależne z jednej strony od wielkości tego ciśnienia, stanowiącego siłę motoryczną procesu i będącego funkcją stopnia zwilżalności materiału ścianek i geometrii szczeliny oraz z drugiej sił oporu kinetycznego, związanego z lepkością i gęstością cieczy [1]. w praktyce technologicznej wielkość szczeliny lutowniczej dobiera się w zależności od składu stosowanego lutu, rodzaju materiału lutowanego (złącza jednoi różnoimienne), konfiguracji złącza, techniki lutowania, stosowanego topnika lub atmosfery ochronnej, przygotowania powierzchni [2], mariusz bober, jerzy jakubowski, jacek senkara uwzględniając zarazem specyfikę procesu, jak np. blokowanie przepływu cieczy o składzie eutektycznym przez wydzielenia faz pierwotnie krystalizujących z ciekłego lutu [3,4]. w niniejszej pracy badano stopień wypełnienia lutem niklowym bni2 szczeliny lutowniczej o zmiennej szerokości dla dwóch różnych materiałów, stopu inconel 625 oraz stali 410, w zależności od postaci stosowanego lutu (folia, pasta) oraz metody przygotowania powierzchni. stosowane materiały jako podłoża stosowano stop niklu inconel 625 (ams 5599) oraz stal martenzytyczną typu 410 (ams 5504). skład chemiczny obu materiałów podano w tabicy i i ii. przeglad welding technology review materiał zawartość procentowa pierwiastków [% wag.] nimin cr femax mo nb+ta cmax mnmax simax pmax smax almax timax comax inconel 625 58 20÷23 5 8÷10 3,15÷4,15 0,1 0,5 0,5 0,015 0,015 0,4 0,4 1,0 tablica i. skład chemiczny stopu inconel 625 (ams 5599) [5] table i. chemical composition of inconel 625 alloy (ams 5999) [5] 88 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 rys. 1. kształt kropli ciekłego lutu bni2 na podłożu ze stopu inconel 625 (a) i stali 410 (b) w temperaturze 1030 ºc. w kolejności od góry powierzchnie po: polerowaniu ścierniwem, kulowaniu nicroblasting®, obróbce strumieniowo-ściernej, niklowaniu galwanicznym fig. 1. shapes of the liquid bni2 braze droplets over the substrate of inconel 625 alloy (a) and 410 stainless steel (b) at a temperature of 1030 ºc. surfaces from the top are: after abrasive polishing, after nicroblasting® shot peening, abrasive blasting, and nickel plating materiał zawartość procentowa pierwiastków [% wag.] c max si max mn max p max s max cr fe stal 410 0,15 1,0 1,0 0,040 0,030 11,5-13,5 reszta tablica ii. skład chemiczny stali 410 (ams 5504) [6] table ii. chemical composition of 410 steel (ams 5504) [6] materiał dodatkowy stanowił lut na bazie niklu o symbolu bni2 (ams 4777). skład chemiczny oraz zakres temperatury solidus-likwidus przedstawiono w tablicy iii. lut stosowano w postaci pasty lutowniczej oraz folii o grubości 0,508 mm (0,02”) i szerokości 25,4 mm (1,0”). w przypadku folii mamy do czynienia z „czystym” materiałem dodatkowym o danym składzie, natomiast pasta składa się jeszcze z nośnika, aktywatora i ewentualnie innych dodatków (producenci nie ujawniają składów past i proporcji składników). oddziaływanie lutu z powierzchnią płaską badania w tym zakresie polegały na wykonaniu prób zwilżania i rozpływności lutu na powierzchniach płaskich próbek z obu badanych materiałów. testowano podłoża o wymiarach 20x20x1 mm po różnych, typowo stosowanych w przemyśle wariantach przygotowania powierzchni: polerowaniu ścierniwem no 120, obróbce strumieniowo-ściernej (piaskowaniu ziarnami 120 µm), kulowaniu śrutem niklowym (technologia nicroblasting®) i niklowaniu galwanicznym. lut w postaci taśmy cięto na odcinki o równej długości i masie 0,11 g, które zwijano w kształt pobocznicy walca dla zapewnienia jednakowej wyjściowej formy geometrycznej. testy zwilżania i rozpływności prowadzono w w próżni 10-4 hpa w specjalnym urządzeniu do badań zjawisk powierzchniowych [8]. zawartość procentowa pierwiastków [% wag.] temperatura [°c] cr fe si c b ni solidus likwidus inconel 625 7,0 3,0 4,5 0,06 3,1 reszta 971 999 tablica iii. skład chemiczny lutu bni2 (ams 4777) [7] table iii. chemical composition of bni2 braze (ams 4777) [7]   a)   b) rys. 3. zależność kąta zwilżania od temperatury dla układu lut bni2 – stal 410 po wariantowym przygotowaniu powierzchni fig.  3. relationship between the contact angle and temperatue for bni2 braze 410 steel, after the different surface preparation rys. 2. zależność kąta zwilżania od temperatury dla układu lut bni2 – inconel 625 po wariantowym przygotowaniu powierzchni fig.  2. relationship between the contact angle and temperaturę for bni2 braze inconel 625, after the different surface preparation próbki podłoży z nałożonym lutem nagrzewano z szybkością 200 ºc/min do temperatury 960 ºc, a następnie 20 ºc/min aż do osiągnięcia temperatury 1050 ºc, zakładając iż mała szybkość nagrzewania po pojawieniu się stanu ciekłego umożliwia ciągłe osiąganie przez kroplę kształtu równowagowego w miarę wzrostu temperatury. co 30 sekund rejestrowano kontur kropli za pomocą kamery ccd. badania powtarzano trzykrotnie dla każdego układu podłoże-lut. przykładowy kształt kropel ciekłego lutu pokazano na rysunku 1. za pomocą programu komputerowego mierzono kąty zwilżania z obu stron kropli i uśredniano. wyniki testów zwilżania dla stopu inconel 625 oraz stali 410 przedstawiono odpowiednio na rysunku 2 i 3. 89przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 najlepszą zwilżalność wykazują, zgodnie z oczekiwaniem, podłoża niklowane, a następnie po polerowaniu mechanicznym. większe kąty zwilżania występują dla powierzchni po obróbce nicroblasting® oraz strumieniowo-ściernej. rozpływność określana była po krystalizacji lutu i wyjęciu próbek z pieca, na stanowisku wyposażonym w mikroskop stereoskopowy z cyfrowym zapisem obrazu. pole powierzchni rozpływu mierzono przy pomocy odpowiedniego programu komputerowego. wyniki w postaci średniej arytmetycznej z pomiaru trzech próbek przedstawiono na rysunkach 4 i 5.   a)   b) rys. 4. pole powierzchni rozpływu lutu bni2 na podłożu ze stopu inconel 625 (a) oraz na stali 410 (b) po wariantowym przygotowaniu powierzchni fig. 4. the surface area of bni2 braze spread over inconel 625 substrate (a) and over 410 steel (b) after the different surface preparation wyniki badań rozpływności odpowiadają poszczególnym przejawom zwilżalności. najmniejsze pola rozpływu lutu występują na powierzchniach po obróbce strumieniowo-ściernej i obróbce nicroblasting®, największe po niklowaniu galwanicznym. wpływanie lutu do szczelin kapilarnych badania prowadzono dla szczelin o zmiennej szerokości (tzw. próba klinowa) według znanej metodyki, stosowanej uprzednio np. do badań lutowności materiałów trudnotopliwych [9], a także dla lutów niklowych [10], po niewielkiej jej modyfikacji. pomiędzy końcami dwu jednakowych płytek sytuowano specjalny element dystansowy, którego wysokość i odległość od przeciwległego końca styku płytek była dobierana w taki sposób, aby uzyskać szczelinę o kącie rozwarcia 6°. w celu zachowania geometrii i stabilności całego układu końce płytek łączono w miejscu ich styku dwiema mikrozgrzeinami punktowymi. podobnie jak poprzednio, stosowano płytki ze stopu inconel 625 i stali 410 po polerowaniu ścierniwem o ziarnistości 120, obróbce strumieniowo-ściernej i obróbce nicroblasting®, o wymiarach 76,2x25,4x0,61 mm (3”x1”x0,024”). lut w postaci taśmy o stałej masie układano na płytce dolnej, a pasta lutownicza aplikowana była za pomocą dozownika w obszar przed klinem. próbki nagrzewano w przemysłowym piecu próżniowym do temperatury 1065 ºc w próżni 3x10-3 hpa, wytrzymywano 15 min i chłodzono, początkowo z piecem, a później forsownie w atmosferze argonu do temperatury pokojowej. próbki cięto w płaszczyźnie prostopadłej do powierzchni płytek w części środkowej klina i wykonywano zgłady metalograficzne. z pomocą programu komputerowego wyznaczano charakterystyczne parametry: głębokość penetracji lx oraz szerokość szczeliny sx w miejscu menisku (rys. 5). uśrednione wyniki pomiarów pokazano na rysunkach 6÷10. rys.  5.  zgład próbki inconel 625 lut bni2 po próbie klinowej z zaznaczonymi wielkościami lx i sx (stan wyjściowy lutu pasta) fig. 5. metallographic cross-section of inconel 625 bni2 braze specimen after the slope sample test, lx and sx sizes are marked. the initial state of the braze was paste rys. 6. zasięg penetracji lutu bni2 w próbie klinowej; stan wyjściowy lutu: folia (a), pasta (b) fig. 6. the range of bni2 braze penetration after the slope sample test: (a) the initial state of the braze was foil; (b) paste   a)   b) 90 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016   a)   b) rys. 7. maksymalna szerokość szczeliny wypełnionej lutem bni2; stan wyjściowy lutu: folia (a), pasta (b) fig. 7. the maximum gap width (sx) filled with bni2 braze: (a) the initial state of the braze foil; (b) paste badania struktury próbek wskazują na dobre wypełnienie szczelin we wszystkich wariantach, dla obu spajanych materiałów, przy czym dla lutu w formie pasty lutowniczej występuje z reguły w spoinie lokalna porowatość. jest to niewątpliwie efekt pozostałości gazowych produktów rozkładu nośnika pasty, trudnych do usunięcia z kapilar, nawet przy prowadzeniu procesu w próżni. można było zaobserwować również wyraźne efekty oddziaływania lut – podłoże w po  a)   b) rys.  8.  mikrostruktura połączenia stopu inconel 625 lutem bni2 w postaci pasty (a) oraz litej folii (b) fig. 8. the microstructure of inconel 625 joint performed by bni2 braze in the initial form of the paste (a) and the solid foil (b) staci strefy przejściowej na granicy międzyfazowej. na rysunku 8 przedstawiono dla ilustracji typową mikrostrukturę lutowin dla stopu inconel 625. wyniki badań wskazują na łatwe spełnienie wymagań dotyczących wielkości szczeliny dla lutów na osnowie ni (do 130 μm [1]), ale przy doborze jej optymalnej szerokości należy brać pod uwagę wytrzymałość złącza (rekomendacja aws do 20 μm [2]). generalnie wartości wskaźników lx i sx wypełnienia szczeliny są nieco lepsze dla inconelu 625 niż stali 410 we wszystkich wariantach (z wyjątkiem obróbki strumieniowościernej, podczas której powstają na powierzchni stali trudne do usunięcia tlenki) i wyraźnie większe dla lutu w postaci litej niż w formie pasty (rys. 6-7). jest to jednak mylące, gdyż w przypadku pasty lutowniczej obecność aktywatora w nośniku zapewnia tak doskonałą zwilżalność, iż lut penetruje poprzez styk obu płytek formując menisk po drugiej stronie i rozpływa się po płaskiej powierzchni (rys. 5 oraz 8a), powodując deficyt objętości cieczy dla dalszego wypełniania szczeliny o zwiększonej szerokości. jest to z jednej strony korzystne (dobre wypełnianie małych szczelin), z drugiej kłopotliwe w praktyce przemysłowej (nadmierne wycieki lutu ze złącza). wnioski – analizując przytoczone wyniki można ogólnie stwierdzić, iż lut bni2 ma bardzo dobre właściwości kapilarne, o czym świadczy zdolność wypełniania szczelin lutowniczych o dużej szerokości, nawet powyżej 500 μm, dla stopu inconel 625 i stali 410. – zastosowanie lutu bni2 w postaci pasty dla przypadku lutowania próżniowego powinno być kontrolowane z uwagi na możliwość powstawania porowatości w złączach oraz nadmierne wyciekanie lutu wymuszające konieczność stosowania środków zapobiegających (np. pasta stop-off). – przygotowanie powierzchni poprzez zastosowanie obróbki strumieniowo-ściernej nie jest zalecane, zwłaszcza w przypadku stali stopowej 410. badania były finansowane z grantu ncbir nr pbs 177902, nr umowy pbs1/b5/11/2012 . literatura [1] eustathopoulos n., nicholas m.g., drevet b.: „wettability at high temperatures”, pergamon material series, pergamon 1999 [2] aws brazing handbook, 5th edition, aws 2007 [3] babul t., kowalski s., senkara j., jakubowski j., gancarczyk t.: „zastosowanie lutów na bazie srebra i złota do lutowania wybranych części silników lotniczych”, inżynieria powierzchni, 44-52, 2007 [4] dul i., kopeć j., poradka a., turowska l., babul t., kowalski s, jakubowski j, senkara j.: „wpływ wybranych czynników technologicznych na proces lutowania próżniowego stopów ni i stali wysokostopowej 18-8”, przegląd spawalnictwa 81 (10), 77-80, 2009 [5] „nickel alloy, corrosion and heat-resistant, sheet, strip, and plate, 62ni 21.5cr 9.0mo 3.7 cb (nb), solution heat treated”. ams standard no 5599. [6] high temp. metals. technical data. http://www.hightempmetals.com [7] „steel, corrosion and heat-resistant, sheet, strip, and plate, 12.5cr (sae 51410), annealed”. ams standard no 5504. http://www.aircraftmaterials.com [8] „nickel alloy, brazing filler metal 82ni 4.5si 7.0cr 3.1b 3.0fe, 1780 to 1830°f (971 to 999°c) solidus-liquidus range”. ams standard no 4777. http://princeizant.com/ product/ams-4777 [9] bober m.: „oddziaływania międzyfazowe w technologii napawania plazmowego warstw na osnowie ni z węglikami metali przejściowych”. rozprawa doktorska wip pw, warszawa, 2009 [10] mirski z. “sterowanie szerokością szczeliny lutowniczej w procesach spajania materiałów różnoimiennych”, oficyna wydawnicza politechniki wrocławskiej, wrocław 2000 [11] miyazawa y., saito k., fukikoshi t., ariga t.: „brazing of ferritic stainless steel and microstructure of the brazed joints”. proc. of 5th ibsc conference, las vegas 2012, pp. 236-239 201209_pspaw.pdf 38 przegląd spawalnictwa 9/2012 grzegorz moskal radosław swadźba bartosz witala nieniszcząca ocena grubości warstw natryskiwanych cieplnie metodą topometrii laserowej non-destructive evaluation of thermal sprayed  layer thickness by laser topometry  dr inż. grzegorz moskal, mgr inż. bartosz witala – politechnika śląska, katowice, mgr. inż. radosław swadźba – instytut metalurgii żelaza. streszczenie w artykule przedstawiono wyniki badań dotyczące nieniszczącej oceny grubości powłok otrzymywanych metodą natryskiwania plazmowego z użyciem laserowej topometrii 3d. do pomiarów wykorzystano system atos firmy gom, który pozwala na wykonywanie szybkich pomiarów obiektów przy wysokiej rozdzielczości. analizie poddano ceramiczną warstwę izolującą powłoki tbc otrzymaną na łopatce turbiny gazowej. charakterystyki grubości warstwy ceramicznej dokonano w losowo wybranych punktach oraz na przekrojach poprzecznych łopatki. uzyskane wyniki przedstawiono w postaci wartości liczbowych odpowiadających konkretnym miejscom na łopatce, w postaci kolorowych map odzwierciedlających rozkład grubości warstwy ceramicznej na dowolnie wybranym przekroju oraz w postaci map 3d. zlokalizowano miejsca na powierzchni łopatki, które charakteryzują się niejednorodnym rozkładem grubości mierzonej warstwy. abstract the paper presents results of research on non-destructive evaluation of coating thickness obtained by plasma spraying using a 3d laser topometry. for the measurements was used gom’s atos system, which is used to perform fast measurements of objects with high resolution. the analysis of the ceramic insulating layer tbc coatings was obtained on a gas turbine blade. the characteristics of the ceramic layer thickness were made at randomly selected points and cross sections of the blade. the results presented in the form of numerical values corresponding to specific sites on the blades, in the form of colorful maps reflecting the distribution of the ceramic layer thickness for any given cross-section and as a 3d map. the parts of layer characterized by a heterogeneous distribution of the thickness were located on the surface of blade. wstęp natrysk plazmowy umożliwia natryskiwanie szerokiej gamy materiałów proszkowych, a proces technologiczny może być prowadzony przy ciśnieniu atmosferycznym lub pod obniżonym ciśnieniem w specjalnych komorach. ze względu na wymagania stawiane warstwom natryskiwanym proces ich wytwarzania realizowany jest z wykorzystaniem manipulatorów, systemów obrotu oraz chłodzenia i najczęściej jest to proces zautomatyzowany, gdzie robot operuje pistoletem plazmowym [1÷6]. mimo to zasadniczym problemem jest uzyskanie efektu w postaci równomiernej pod względem grubości powłoki na całej pokrywanej powierzchni np. łopatki lub komory spalania (rys. 1). w zastosowaniach przemysłowych zasadniczym problemem jest również umiejętność oceny grubości powłoki na gotowych elementach bez konieczności ich niszczenia, nawet jeżeli byłyby to próby losowe. sytuację utrudnia również fakt, iż w wielu przypadkach mamy do czynienia z powłokami kilkuwarstwowymi, jak np. powłokowe bariery cieplne zbudowane z zewnętrznej warstwy ceramicznej, warstwy tlenków tgo oraz warstwy podkładowej (rys. 2). ponadto każdy z klientów żąda powłok o innej grubości. proponowana w niniejszym artykule metoda oceny umożliwi szybką i dokładną ocenę grubości powłok lub wybranych warstw w dowolnym punkcie lub przekroju analizowanego elementu. 39przegląd spawalnictwa 9/2012 w literaturze spotkać można wiele danych dotyczących metodyki badań nieniszczących powłok, w tym natryskiwanych cieplnie. dotyczą one głównie powłokowych barier cieplnych i zalicza się do nich m.in. metody oparte na optyce laserowej. jedną z metod optyki laserowej, mającą szczególne znaczenie przy badaniu powłok tbc otrzymywanych metodą eb-pvd, jest spektroskopia luminescencyjna (luminescence spectroscopy) [8÷11]. w metodzie tej laser pobudza jony cr3+, znajdujące się w warstwie tgo, których koncentracja współzależy od poziomu naprężeń występujących w tgo. kolejną z metod jest technika eos (elastic optical scattering), służąca do wykrywania delaminacji oraz obszarów przedodpryskowych [12, 13]. w metodzie tej, opracowanej w anl (argonne national laboratory), spolaryzowane światło lasera o niskiej mocy (poniżej 35 mw) wnika w głąb warstwy tgo, gdzie ulega odbiciu na granicy faz. bardzo ważną, wymaganą od powłok tbc cechą jest ich jednakowa grubość na całej powierzchni pokrytego przedmiotu. aktualnie używaną metodą badań grubości powłok tbc, będącą jednocześnie ciągle w rozwoju, jest metoda tomografii optycznie spójnej (oct – optical coherence tomography) [14]. w technice tej, która umożliwia bezpośrednie mierzenie grubości warstw, laser małej mocy połączony jest światłowodem z interferometrem, co pozwala na uzyskiwanie obrazu przekroju poprzecznego. procedura eksperymentu badaniu poddano łopatkę pokrytą międzywarstwą typu nicraly oraz zewnętrzną warstwą ceramiczną na bazie cyrkonianu gadolinu. w celu wykonania międzywarstwy zastosowano natrysk plazmowy w próżni, natomiast dla warstwy ceramicznej wykorzystano natrysk plazmowy w powietrzu. w obu przypadkach zastosowano standardowe dla danego materiału parametry procesu. do realizacji badań wykorzystano przemysłowy system atos (advanced topometric sensor). system ten umożliwia wykonywanie szybkich pomiarów obiektów przy wysokiej rozdzielczości w skali 3d. system ten działa na zasadzie triangulacji: optyczny czujnik narzuca na powierzchnię badanego obiektu wzór w postaci prążków, który następnie rejestrowany jest przez dwie kamery umieszczone względem siebie równolegle. w celu otrzymania kompletnego obrazu cyfrowego badanego obiektu należy wykonywać kilka pomiarów pod różnym kątem głowicy pomiarowej w stosunku do badanego obiektu. dzięki zastosowaniu punktów referencyjnych, mających postać czarno-białych znaczników umieszczanych na powierzchni badanego (skanowanego) obiektu, możliwe jest automatyczne połączenie pojedynczych pomiarów w całość. uzyskany w ten sposób obraz cyfrowy można zaprezentować w jednej z trzech postaci: chmury punktów, siatki trójkątów (format stl) i przekrojów. w celu uzyskania obrazu 3d obiektów o skomplikowanym kształcie należy proces pomiarowy podzielić na kilka oddzielnych części. taka metoda stosowana może być szczególnie wówczas, gdy nie jest możliwe skanowanie górnej i dolnej części obiektu w tym samym procesie pomiarowym. po przeprowadzeniu kilku procesów pomiarowych obejmujących różne obszary obiektu można je połączyć w całość za pomocą wspólnych punktów referencyjnych. wyniki badań punktem wyjścia dla prowadzonej oceny grubości warstw natryskiwanych cieplnie jest obraz łopatki przed procesem natrysku plazmowego w postaci chmury punktów. widok takiej łopatki przedstawiono na rysunku 3. pokazano na nim obraz koryta oraz grzbietu łopatki, a także szczegóły przedstawiające krawędź natarcia oraz krawędź spływu (rys. 3a). szczegółowe obrazy powierzchni łopatki w obszarze grzbietu oraz krawędzi spływu wykazały, że charakteryzuje się ona dużą gładkością (rys. 3b). analogiczny obraz uzyskano dla powłok tbc z zewnętrzną warstwą ceramiczną (rys. 4a i b). na pierwszy rzut oka widoczna jest różnica w topografii powierzchni łopatki z powłoką tbc, co wynika z morfologii samej warstwy ceramicznej uzyskanej metodą natryskiwania plazmowego. charakteryzuje się ona chropowatą powierzchnią będącą efektem rys. 1. przykłady zastosowania powłok tbc na fragmencie komory spalania i łopatce kierującej turbiny gazowej [7] fig. 1. examples of tbc coatings in the piece of blast chamber and stator blade of gas turbine [7] rys. 2. mikrostruktura powłoki tbc natryskiwanej plazmowo oraz rola jej poszczególnych elementów [7] fig. 2. microstructure of tbc coating plasma transferred arc spraying and the aim of its layers 40 przegląd spawalnictwa 9/2012 rozpłaszczania się kropel ciekłych ceramiki na pokrywanej powierzchni w postaci płaskich dysków i ich krzepnięcia. na rysunku 5 przedstawiono wyniki badań topografii powierzchni profilometrem laserowym powierzchni łopatki bez powłoki i z powłoką natryskiwaną cieplnie. różnica w cyfrowych obrazach łopatki bez powłoki i z powłoką tbc, przedstawionych na rysunkach 3 i 4, stała się podstawą do oceny grubości warstwy ceramicznej. możliwości programowe systemu pozwalają na charakterystykę tego parametru w dowolnym punkcie lub przekroju analizowanego elementu. jedynym warunkiem jest poprawne „zeskanowanie” elementu. przykładowe wyniki takiej oceny w postaci punktów oraz przekrojów przedstawiono na rysunku 6. wykazują one, że grubość warstwy ceramicznej szczegół powierzchni z grzbietu łopatki szczegół powierzchni z krawędzi natarcia łopatki rys. 4. cyfrowy obraz łopatki przed natryskiem plazmowym powłoki tbc w postaci chmury punktów fig. 4. digital image of blade after plasma transferred arc spraying of tcb coating as the points grzbiet łopatki koryto łopatki krawędź spływu łopatki krawędź natarcia łopatki powierzchnia łopatki powierzchnia łopatki z warstwą tbc rys. 5. wyniki badań topografii powierzchni łopatki bez i z powłoką tbc oraz mikrostruktura powierzchni fig. 5. results of blade surface analysis with and without tbc coating and the microstructures grzbiet łopatki koryto łopatki krawędź spływu łopatki krawędź natarcia łopatki rys. 6. obraz łopatki wraz z powłoką tbc i mapa grubości warstwy ceramicznej fig. 6. the blade with tbc coating and the map of ceramic layer thickness szczegół powierzchni z grzbietu łopatki szczegół powierzchni z krawędzi natarcia łopatki grzbiet łopatki koryto łopatki krawędź spływu łopatki krawędź natarcia łopatki rys. 3. cyfrowy obraz łopatki przed natryskiem plazmowym powłoki tbc w postaci chmury punktów (szczegóły z rys. 5) fig. 3. digital image of blade before plasma transferred arc spraying of tcb coating as the points (details form fig. 5) a) b) a) b) 41przegląd spawalnictwa 9/2012 rys. 7. rozkład grubości warstwy ceramicznej na przekroju i odpowiadające mu obrazy mikrostruktury fig. 7. thickness distribution of ceramic layer in the cross-section and corresponding to it microstructures wnioski zastosowanie nieniszczącej metody oceny grubości powłok natryskiwanych cieplnie, opartej na topometrii laserowej, umożliwia dokładną i szybką ocenę grubości warstw natryskiwanych cieplnie na rzeczywistych elementach, nawet o dużych wymiarach, bez konieczności ich cięcia. metoda ta pozwala na wirtualne cięcie badanego elementu i analizę uzyskanych wyników w dowolnym przekroju lub punkcie. literatura [1] bevan d.j.m., summerville e.: in handbook on the physics and chemistry of rare earths: non-metallic compounds i, ed. gschneider k. a. and eyring, l. r., north-holland physics publishing, new york, usa, 1979, s. 412. [2] clarke d.r., phillpot s.r.: thermal barierr coatins materials, materials today, june 2005, s. 22-29. [3] yu z., dharmasena k.p., hass d.d., wadley h.n.g.: vapor deposition of platinum alloyed nickel aluminide coatings, surf. coat. technol., 201, 2006, s. 2326-2334. [4] schulz u. et al.: some recent trends in research and technology of advanced thermal barrier coatings, aerospace science and technology 7, 2003, s. 73-80. [5] levi c.g.: emerging materials and processes for thermal barrier system, current opinion in solid state and materials science 8, 2004, s. 77-91. [6] wigren j. pejryd l.: thermal barrier coatings-why, how, where and where to. in proceedings of the 15th international thermal spray conference: thermal spray meeting the challenges of the 21st century (nice, france, may 1998), ed. christian coddet. asm international, materials park, oh, usa, 1998, s. 1531-1542. [7] moskal g., swadźba l. – opracowania własne. [8] steckenrider j.s., ellingson w.a.: application of laser scattering to the detection of surface and subsurface defects in si3n4 component, ceram. eng. sci. proc. 15, 1994. s. 382-89 określenie stopnia niejednorodności grubości natryskiwanej warstwy może być źródłem informacji dotyczącym potencjalnych miejsc inicjacji i propagacji uszkodzeń. wyniki uzyskane na podstawie takich pomiarów, a zwłaszcza na temat niejednorodnej grubości warstwy, stanowią źródło informacji dla technologów dotyczące parametrów procesu natryskiwania cieplnego. [9] clarke d.r., christensen j.r., tolpygo v.: the evolution of oxidation stresses in zirconia thermal barrier coated superalloy leading to spalling failure surf. coat. technol., 94/95, 1997, s. 89-93. [10] peng x., clarke d.r.: piezospectroscopic analysis of interface debonding in thermal barrier coatings j. am. ceram. soc. 83, 2000, s. 1165-70. [11] topygo v.k., clarke d.r. i murphy k.s.: evaluation of interface degradation during cyclic oxidation of eb-pvd thermal barrier coatings and correlation with tgo luminescenc, surf. coat. technol., 188-189, 2004, s. 62-70. [12] stover j.c.: optical scattering and analysis, spie optical engineering press, bellingham, washington, s. 111-133 (1995). [13] ellingson w.a., todd j.a., sun j.: optical method and apparatus for detection of defects and microstructural changes in ceramics and ceramic coatings, u.s. patent 6,285,449 (2001). [14] bouma b.e., tearney g.j.: handbook of optical coherence tomography, marcel dekker, new york, 2002. badania realizowane w ramach projektu nr poig. 01.01.02-00-015/09 w programie operacyjnym innowacyjna gospodarka (poig). projekt współfinansowany przez unię europejską ze środków europejskiego funduszu rozwoju regionalnego. jest niejednorodna i waha się od 90 do 590 µm w zależności od miejsca. ponadto na krawędzi spływu i natarcia praktycznie warstwa nie została osadzona. najgrubszą warstwę ceramiczną obserwowano w obszarze przejścia pióra łopatki w strefę zamka. ponadto zdecydowanie większą grubość warstwy uzyskano w obszarze koryta łopatki w porównaniu z jej grzbietem. uzyskane informacje wskazują, że materiał podłoża w obszarze krawędzi natarcia i spływu łopatki nie jest praktycznie chroniony i jako pierwszy zostanie poddany oddziaływaniu wysokiej temperatury i agresywnych gazów roboczych (rys. 7). tam też należy spodziewać się pierwszych objawów zniszczenia. ponadto w miejscu o zbyt grubej warstwie ceramicznej należy spodziewać się defektów w postaci pękania i odpadania warstwy. na podstawie informacji zdobytych metodą topometrii laserowej można więc dokonać korekcji podstawowych parametrów procesu natryskiwania cieplnego i skorygować stwierdzone odchyłki od założeń projektowych. a = ok. 0,41 mm b = ok. 0,20 mm ps 001 2016 www.pdf 110 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 analiza porównawcza   wybranych cech eksploatacyjnych lin   określonych różnymi metodami comparative analysis of some rope operational features obtained by different methods prof. dr hab. inż. michał styp-rekowski – towarzystwo n-t obrabiarek i narzędzi simp; dr inż. eugeniusz mańka – centrum badań i dozoru górnictwa podziemnego; dr  hab.  inż.  maciej  matuszewski  – uniwersytet technologiczno-przyrodniczy w bydgoszczy, wydział inżynierii mechanicznej. autor korespondencyjny/corresponding author: matus@utp.edu.pl streszczenie w pracy dokonano analizy porównawczej cech użytkowych lin nośnych wyciągu górniczego, określonych za pomocą badań magnetycznych (nieniszczących) i wytrzymałościowych (niszczących). porównano siły zrywające: linę w całości – jej podstawową cechę eksploatacyjną, a także druty, tworzące splotki. stwierdzono, że wartości uzyskane w analizowanych badaniach są zróżnicowane. dokonano także analizy przyczyn, które taki obraz kształtowały. na podstawie przeprowadzonych badań doświadczalnych stwierdzono, że istnieją przesłanki opracowania sposobu wyznaczania poprawek minimalizujących różnice między wartościami uzyskanymi w badaniach magnetycznych i wytrzymałościowych. słowa kluczowe: linowy wyciąg górniczy, lina, cecha użytkowa liny, siła zrywająca abstract in this paper comparative analysis of operational features of shaft hoist rope is conducted. these features were determined by means of investigations: magnetic (non-destructive) and strength (destructive). tensile forces: whole rope and rope strand wires are compared. it seems that values obtained by analyzed investigations are differential and depend on kind of investigations. analysis of reasons which such image creates is realized too. on the base of conducted experimental investigations, it was found that exist premises of method determination of corrections estimation which minimize differences between features values obtained by means of magnetic and destructive strength research. keywords:  rope hoisting shaft, rope, rope operational feature, tensile force wstęp wszelkiego rodzaju liny stanowią rodzaj artefaktu o strukturze równoległej. charakterystyczną cechą takiej struktury jest to, że uszkodzenie jednego jej członu strukturalnego (w przypadku liny stalowej jest to drut lub we większej skali – splotka), nie powoduje całkowitej utraty zdatności całego wytworu – następuje jedynie częściowe pogorszenie jego cech użytkowych. badania lin określone są szczegółowo w przepisach różnej rangi, np.: [1÷4], zarówno jakościowo (zakres badań) jak i ilościowo (ich częstotliwość, dopuszczalny zakres parametrów). są one zróżnicowane ze względu na rodzaj liny i spełniane w mechanizmie funkcje, jednak w odniesieniu do wszystkich lin i zastosowań można wyróżnić dwie kategorie badań: odbiorcze i eksploatacyjne. michał styp-rekowski, eugeniusz mańka, maciej matuszewski pierwsze z nich – badania odbiorcze lin, przeprowadzane są u producenta i mają na celu sprawdzenie czy lina spełnia wymagania obowiązujących norm i przepisów. na podstawie tych badań producent wystawia atest potwierdzający zgodność. badaniom eksploatacyjnym liny poddawane są podczas użytkowania. mają one na celu określenie aktualnego ich stanu, głównie siły, jaką może ona przenieść. celem opisanych w niniejszym opracowaniu badań jest ustalenie czy między rezultatami uzyskanymi w wyniku realizacji różnych rodzajów badań istnieje zgodność, a raczej na ile różnią się one. na podstawie danych literaturowych [5÷10] wiadomo bowiem, że różnice takie istnieją. przeglad welding technology review 111przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 obiekt badań analizę przeprowadzono na podstawie kompleksowych badań liny nośnej o następujących charakterystycznych cechach wytrzymałościowych i użytkowych [10]: – oznaczenie liny: 34,0–6(6+12+13)+a0 – s/s – i – g – 1570 pn-66/g-46602, – struktura konstrukcyjna liny: 6(6x1,38+3x0,90+12x1.54+1 3x2,32), – nominalny przekrój nośny fn (suma przekrojów wszystkich drutów o nominalnej średnicy): 517,5 mm2, – siła zrywająca linę w całości: 755800 n, – suma sił zrywających wszystkie druty liny (wg świadectwa wytwórcy): 846020 n. lina eksploatowana była w cztero-linowym wyciągu w szybie wdechowym o głębokości 820 m, o średnim natężeniu ruchu ok. 150 wyciągów na dobę i została zdjęta po 36 miesiącach eksploatacji na skutek korozji stwierdzonej w badaniach organoleptycznych. badany odcinek liny miał długość l0 = 60 m, a pobrano go (początek próbki) ok. 80 metrów nad naczyniem a – rysunek 1. rys.  1. elementy strukturalne wyciągu górniczego, którego liny stanowiły obiekt badań: 1 – bęben pędny, 2 – koło dociskowe, 3 – naczynia towarowe; lo – miejsce pobrania próbek do badań) fig. 1. structural elements of shaft hoist with ropes used as tested object: 1 – hoist wheel, 2 – steering wheel, 3 hoisting vessels; lo – place of rope segment collecting analiza kinematyczna pracy wyciągu wskazuje, że pobrany odcinek podczas eksploatacji, w każdym cyklu pracy był jednostronnie przeginany na bębnie pędnym, był również narażony na działanie czynnika środowiskowego w szybie. badania lin opisane poniżej badania eksperymentalne przeprowadzone były zgodnie z obowiązującymi w tym zakresie normami i przepisami branżowymi [2,4]. można podzielić je na trzy grupy: – magnetyczne, – organoleptyczne (wizualne), – wytrzymałościowe. dwa pierwsze rodzaje to badania nieniszczące, trzecie – mają charakter niszczący. badania organoleptyczne sprowadzają się w zasadzie do badań wizualnych. ich wyniki mają charakter jakościowy. na ich podstawie nie można określić stopnia zużycia liny, a jedynie oszacować. z tego powodu w dalszych rozważaniach zostaną one pominięte. metodycznie wymienione badania różnią się znacznie, lecz uzyskane w nich wyniki wzajemnie uzupełniają się. ze względu na różny ich charakter (nieniszczące lub niszczące) można je przeprowadzać na obiektach będących w użytkowaniu lub na ich zdemontowanych elementach. poniżej, krótko scharakteryzowano badania magnetyczne i wytrzymałościowe. badania magnetyczne są to nieniszczące badania liny w całości, pozwalające wskazać miejsce i stopień największego jej osłabienia. badania te bazują na czasowo-amplitudowej analizie sygnału i należą do grupy badań ilościowych – na ich podstawie można bowiem określić stopień osłabienia liny. podczas względnego ruchu liny i źródła pola magnetycznego rejestrowany jest sygnał elektryczny generowany przez zmiany pola magnetycznego wywołanego uszkodzeniem liny. na podstawie uzyskanych wartości wielkości przyjętych jako sygnały diagnostyczne oblicza się stopień osłabienia liny [2,5]. rezultaty takich badań zapisuje się w formie defektogramu. na podstawie wyników badań magnetycznych dokonuje się oceny stanu technicznego całej liny i wyznacza odcinki najbardziej osłabione. w oparciu o analizę wyników podejmuje się następnie decyzję odnośnie dalszego jej użytkowania lub wymiany. w przypadku decyzji o wycofaniu liny z użytkowania istnieje możliwość zweryfikowania tej decyzji za pomocą badań wytrzymałościowych. w przeciwnym przypadku, prawidłowość decyzji dopuszczającej linę do dalszego użytkowania jest trudno potwierdzić – nie ma bowiem możliwości realizacji badań weryfikujących. interpretacja wyników badań magnetycznych, podobnie jak badań organoleptycznych, jest zależna od umiejętności i doświadczenia przeprowadzającego badania, dlatego też czynione są wysiłki, aby zminimalizować wpływ tego subiektywnego czynnika, co pozwoliłoby na zwiększenie trafności dokonywanych ocen. badania wytrzymałościowe badania z tej grupy mają charakter niszczący a wyniki pozwalają na ilościowe opisanie stanu liny, gdyż ich wyniki stanowią zbiór zmierzonych wartości wielkości fizycznych. badania te wymagają dekompozycji odcinka liny, gdyż badaniom oprócz całego przekroju liny podlegają także jej komponenty – pojedyncze druty. w tej grupie badań wyróżnić należy dwa przypadki. pierwszy z nich dotyczy badań na próbce pobranej z liny pracującej (tylko dla wyciągów z napędem bębnowym). podstawowym mankamentem takich badań jest fakt, że nie stanowią one podstawy oceny stanu liny na całej długości a przyczyną tego ograniczenia jest miejsce pobrania próby do badań – bezpośrednio znad zamocowania liny do naczynia wyciągowego. mogą one stanowić jedynie podstawę do szacunkowej oceny zmian cech wytrzymałościowych liny. w celu rozszerzenia wnioskowania na podstawie tych badań niezbędne byłoby znalezienie relacji między cechami uzyskanymi na badanym fragmencie liny a wynikami badań na całej długości liny, o ile taka zależność w ogóle istnieje. na podstawie odpowiednio licznego zbioru wyników takich uzupełniających badań można byłoby opracować metodę pozwalającą określić prawdopodobieństwo zmiany (zmniejszenia się) w funkcji czasu pracy wartości cech wytrzymałościowych o określoną wartość. w drugim przypadku badań wytrzymałościowych próbek pobranych z liny odłożonej uzyskuje się 112 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 najwięcej informacji o niej, przy czym mogą one być wykorzystane jedynie jako wskazówki odnośnie użytkowania innych lin użytkowanych w podobnych systemach linowych. wyniki badań i ich interpretacja podstawowy cel niniejszej pracy został zdefiniowany już na wstępie niniejszego opracowania i jest nim stwierdzenie na ile rezultaty oceny stanu liny różnymi metodami są zbliżone. analizę porównawczą zrealizowano przeprowadzając porównanie między stopniami osłabienia liny stwierdzonymi za pomocą badań magnetycznych i wytrzymałościowych. jako miarę osłabienia liny w badaniach magnetycznych przyjęto zmianę (ubytek) przekroju liny f. w badaniach wytrzymałościowych tą miarą jest zmiana wartości siły rozciągającej p jaką może lina przenieść. obie miary są ściśle ze sobą związane gdyż łączy je ogólnie znana zależność σ=p/f. przyjmując, że dopuszczalne naprężenia na rozciąganie dla danego materiału są w przybliżeniu stałe w czasie, analizowane wielkości są więc wprost proporcjonalne do siebie. osłabienie liny określone  na podstawie badań magnetycznych obliczeń ubytku przekroju dokonano na podstawie zapisu wewnętrznego czujnika pomiarowego – ścieżka iii na rysunku 2. przedstawiony na tym rysunku fragment defektogramu dotyczy jednego z odcinków na jakie podzielono pobrany do badań fragment liny. badania przeprowadzono przy następujących danych wejściowych: – czułość badania: 10 mv/mm, – odcinek sumowania: 40d =1360 mm (dla liny d=34 mm), – przełożenie ruchu taśmy rejestratora: 20 mm/m, – liczba impulsów na odcinku sumowania: 15. na podstawie zarejestrowanego przebiegu stwierdzono: – średnia wysokość impulsu: 5,1 mm, – odczytany z wykresu kalibracyjnego umowny ubytek przekroju dla średniego pojedynczego uszkodzenia: uφi = 7,96 mm2. rzeczywisty ubytek przekroju liny urzi dla pojedyncze(1) go impulsu (jego wartości średniej) oblicza się z zależności [2,5]: rys. 2. fragment defektogramu uzyskanego w badaniach magnetycznych liny dla p=20 mm/m, z wyróżnionymi ścieżkami zapisu: i bieżąca długość liny, ii – z zewnętrznego czujnika pomiarowego, iii – z czujnika wewnętrznego, iv –z czujnika hallotronowego, v – z integratora sumującego uszkodzenia na dł. 40 d fig.  2. defectogram fragment obtained in rope magnetic tests for p=20 mm/m, with discriminated record paths: i – current rope length, ii – from outer detecting element, iii – from inner detecting element, iv – from hall-effect element, v – from integrator summated failures on 40 d distance w której k to współczynniki ujmujące zależność wskazań defektografu od: kv – prędkości przesuwu liny, ks – długości szczeliny spowodowanej pękniętym drutem, kρ – odległości uszkodzenia od osi liny. wartości współczynników k w powyższym wzorze, przyjmowane zgodnie z normą [2] i wykresami kalibracyjnymi, wynoszą: kv=1, ks=1, kρ=1,3 dla ρ=6 mm, a sumaryczne nominalne pole przekroju drutów, fn = 517,5 mm2. przy tych danych wartość urzi wynosi: badana wielkość oznaczenie  odcinka l2-1 l’2-1 l2-2 l’2-2 l2-3 l’2-3 przekrój nominalny, fn [mm2] 517,5 a).dla.przełożenia.ruchu.taśmy.rejestratora.p=10.mm/m sumaryczna zmiana przekroju [mm2] 77,78 63,93 74,24 54,53 73,94 83,24 względna zmiana [%] 15,03 12,35 14,35 10,54 14,28 16,09 b).dla.przełożenia.ruchu.taśmy.rejestratora.p=20.mm/m sumaryczna zmiana przekroju [mm2] 91,64 81,70 88,17 62,07 89,09 91,16 względna zmiana [%] 17,71 15,78 17,04 11,99 17,21 17,62 tablica i. ubytek przekroju odcinka liny określony na podstawie badań magnetycznych przy różnych ich parametrach table i. decrement of rope segment intersection obtained on the ground of magnetic tests at different their parameters 113przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 wejściowe i oznaczenia: a) dla liny nowej (oznaczono indeksem n): – siła zrywająca linę w całości, pz(n) = 755 800 n, – sumaryczna siła zrywająca wszystkie druty, pς(n) = 846 020 n; b) dla liny używanej (z własnych badań wytrzymałościowych, oznaczone indeksem u): – siła zrywająca linę w całości, pz(u) = 750 200 n, – sumaryczna siła zrywająca wszystkie druty, pς(u) = 780 820 n. wyniki badań wytrzymałościowych odcinków lin w całości zawarto w tablicy ii. stwierdzone duże zróżnicowanie zmian w poszczególnych odcinkach można tłumaczyć różnym stopniem zużycia liny – próbki do badań pobierane były z różnych miejsc. wpływ na rozrzut wyników mogły mieć również geometryczne cechy konstrukcyjne badanych odcinków, a także – w pewnym, lecz niewielkim zakresie – niejednakowe przygotowanie próbek do zrywania. wyniki uzyskane w badaniach wytrzymałościowych pojedynczych drutów zestawiono w tablicy iii. przy tym kryterium oceny stwierdzone osłabienie liny wynosi niecałe 10%, jest więc mniejsze niż określone w badaniach magnetycznych dla całej liny, lecz znacznie większe niż zmniejszenie siły zrywającej linę w całości (badania wytrzymałościowe). porównując względne zmiany sumarycznej siły zrywającej, uzyskane dla poszczególnych odcinków liny, wyniki można uznać za prawidłowe. występujące między odcinkami różnice nie przekraczają 2%, można więc przyjąć je jako odchyłki statystyczne, wynikające przede wszystkim z niedokładności pomiarów, a także z losowości geometrycznych cech konstrukcyjnych. różnice w wynikach badań wytrzymałościowych lin w całości (tablica ii) są trudne do zinterpretowania. w badaniach wytrzymałościowych stwierdzono, że w 6 badanych odcinkach siła zrywająca zmniejszyła się średnio 2,82% i tę wartość należy uznać za rzeczywiste osłabienie liny. wyznaczona na podstawie badań magnetycznych zmiana (ubytek) przekroju nośnego odpowiadających odcinków liny wynosi średnio 13,77% (dla p=10) i jest to wynik najbardziej zbliżony do rezultatów badań wytrzymałościowych. badana wielkość oznaczenie  odcinka l2-1 l’2-1 l2-2 l’2-2 l2-3 l’2-3 nominalna siła zrywająca nową linę, pz(n) [n] 755 800 siła zrywająca zużytą linę, pz(n) [n] 739 100 736 000 727 600 715 400 750 200 738 700 zmiana wartości siły zrywającej [n] -16 700 -19 800 -28 200 -40 400 -5 600 -17 100 względna zmiana [%] 2,21 2,62 3,73 5,35 0,74 2,26 tablica ii. zestawienie wyników badań odcinków liny zrywanych w całości table ii. statement of research results of whole rope tensile test (2) zestawienie określonych w badaniach magnetycznych zmian pola przekroju kilku odcinków lin zawarto w tablicy i. dla poszczególnych badanych odcinków zarejestrowano różnice przekraczające 5%. różnice takie stwierdzono porównując rezultaty badań tych samych odcinków lecz przy innych prędkościach przesuwu taśmy rejestratora. różnice te nie przekraczały 3%. dla porównania wyników, ubytek przekroju uirz określono także na podstawie zapisu sygnału integrowanego – ścieżka v na rysunku 2. wyznaczono go przy danych: – ui – wartość odczytana z wykresów kalibracyjnych dla maksymalnego wychylenia pisaka od położenia zerowego: 135 mm2, – kv = 1, ks = 1, kρ = 1,1 dla ρ = 6 mm. (3) przy powyższych danych ubytek przekroju liczony według (3) wynosi: uzyskana wartość jest znacząco większa niż otrzymana w wyniku pomiarów innymi czujnikami. z tego też powodu sygnałów z integratora nie wykorzystuje się do określenia stopnia osłabienia liny lecz jedynie do wskazania miejsca największego osłabienia przekroju. osłabienie liny określone  na podstawie badań wytrzymałościowych w celu określenia osłabienia liny na podstawie badań wytrzymałościowych przyjęto następujące dane ubytek przekroju całej liny urzc liczony na odcinku o długości 40d wynosi [5]: 114 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 badana wielkość oznaczenie odcinka l2-1 l’2-1 l2-2 l’2-2 l2-3 l’2-3 nominalna sumaryczna siła zrywająca [n] 846 020 określona sumaryczna siła zrywająca [n] 774 520 777 400 788 860 791 100 780 820 786 540 zmiana wartości siły [n] 71 500 68 620 57 160 54 920 65 200 59 480 względna zmiana siły [%] 8,45 8,11 6,76 6,49 7,71 7,03 tablica iii. sumaryczna siła zrywająca pojedyncze druty poszczególnych odcinków lin table iii. summary tensile force of individual rope segments each wires podsumowanie i wnioski na podstawie przeprowadzonych badań i analiz można sformułować pewne spostrzeżenia i wnioski. po to aby zaproponować wdrożenie ich do praktyki należy jeszcze zweryfikować je w dalszych badaniach eksperymentalnych lin stalowych. do najistotniejszych rezultatów badań zaliczyć można poniższe: – badania magnetyczne wykazują znacząco większe osłabienie liny niż stwierdzono to w badaniach wytrzymałościowych, – parametry badań magnetycznych mają wpływ na uzyskane wyniki pomiarów. z przeprowadzonych badań wynika, że badania magnetyczne mają duży margines bezpieczeństwa i należy zastanowić się czy nie można tego marginesu zawęzić, np. poprzez wprowadzenie współczynnika korygującego do zależności, wg których liczy się osłabienie liny. wprowadzenie kolejnego współczynnika do badań magnetycznych lin spowodowałoby zbliżenie oceny stanu liny do jej rzeczywistego stanu, co przyczyniłoby się do wydłużenia czasu jej użytkowania bez pogarszania bezpieczeństwa użytkowania obiektu. po to, aby nie zmniejszyć bezpieczeństwa pracy urządzeń linowych wartość takiego współczynnika powinna być wyznaczona statystycznie na podstawie badań o dużej liczności próby. literatura [1] norma pn-66/g-46602: liny kopalniane wyciągowe z drutów okrągłych. liny nośne trójkątnosplotkowe. [2] norma pn-92/g-46603: liny stalowe okrągłe. oznaczenie stopnia zużycia metodą magnetyczną. [3] norma pn-en 12385-2:2004. liny stalowe. bezpieczeństwo, część 2: definicje, oznaczenia i klasyfikacja. [4] rozporządzenia ministra gospodarki z dnia 28.06.2002r. w sprawie bezpieczeństwa i higieny pracy, prowadzenia ruchu oraz specjalistycznego zabezpieczenia przeciwpożarowego w podziemnych zakładach górniczych. dz. u. nr 139, poz. 1169 z 2002r., nr 124, poz. 863 z 2006r., nr 126, poz. 855 z 2010r. [5] kwaśniewski j.: badania magnetyczne lin stalowych. wydawnictwa akademii górniczo-hutniczej, kraków 2010. [6] styp-rekowski m., mańka e.: environmental factors of rope hoisting shaft wear and reliability. proceedings of x international conference „tribology and reliability”. petersburg state transport university publishing, st. petersburg (russia) 2010, pp. 245-257. [7] tytko a.: eksploatacja lin stalowych. wydawnictwo śląsk, katowice 2003. [8] ładecki b.: problemy związane z wykrywaniem pęknięć zmęczeniowych osi kolejowych, przegląd spawalnictwa, nr 11/2014, s. 28-34. [9] wojas g.: badania nieniszczące w praktyce inspekcji dozorowej, przegląd spawalnictwa, nr 10/2014, s. 25-30. [10] wojas g.: zagadnienia jakości badań nieniszczących. wymagania ogólne w zakresie kompetencji laboratoriów badawczych, przegląd spawalnictwa, nr 12/2015, s. 62-67. [11] norma pn-68/m-80200: liny stalowe. podział i zasada budowy oznaczenia. 201208_pspaw.pdf 3przegląd spawalnictwa 8/2012 bogdan antoszewski szymon tofil odporność na zużycie erozyjne i ścierne powłok natryskiwanych cieplnie erosion and wear resistance of thermal sprayed coatings prof. dr hab. inż bogdan antoszewski, mgr. inż. tofil szymon – politechnika świętokrzyska, kielce. streszczenie w artykule przedstawiono wyniki badań dotyczące oceny odporności na erozję ścierną powłok natryskiwanych cieplnie. zaproponowano koncepcje stanowiska do badań erozji ściernej umożliwiającej badania w szerokim zakresie, prędkości strugi ściernej (do 200 m/s), jak i zmiennego kąta jej padania (15÷90o). uzyskane wyniki pozwalają uszeregować badane powłoki pod względem odporności, na zużycie erozyjno – ścierne jak, i wnioskować o charakterystycznych cechach procesu zużywania. abstract the article presents the results of the assessment of resistance to abrasive erosion of thermal sprayed coatings. proposed concepts for research positions to the abrasive erosion tests in a wide range of abrasive jet speed (up to 200 m/s) and a variable angle of incidence (15÷90o). the obtained results allow to rank the coatings tested for resistance to abrasive wear and erosion resistance as well as inferred the relevant features of the wear process. wstęp znaczna część zastosowań powłok natryskiwanych cieplnie dotyczy sytuacji, w których istotne znaczenie ma odporność na zużycie ścierne [3]. jednym z problemu jest zużycie erozji ściernej, wywołana mikroskrawaniem przez cząstki ścierniwa przemieszczające się wraz ze strumieniem płynu, najczęściej powietrza lub wody, a druga dotyczy ścierania przez umocowane we współpracującym elemencie cząstki ścierniwa [2]. takie rodzaje zużycia dotyczą wszelkiego rodzaju instalacji transportu pneumatycznego np. w przemyślecementowo wapienniczygo czy też w energetyce, w instalacjach odpopielania, jak również w rolnictwie i w ziemnych maszynach roboczych pracujących w budownictwie. w ślizgowych węzłach tarcia ten rodzaj zużycia powinien występować rzadko, np. w przypadku nieszczelności układów zabezpieczających węzeł tarcia od wpływów zewnętrznych (zapylenie) i w przypadku niesprawności systemów filtrujących. wymienione sytuacje należy zakwalifikować do patologicznych. zużycie ścierne w klasycznej postaci w ślizgowych węzłach tarcia występować może przy niewystarczającej trwałości smarującej warstwy granicznej podczas rozruchu i wybiegu maszyny. w podanych badaniach ocenie poddano wybrane rodzaje powłok natryskiwanych plazmowo, przy czym badania te miały charakter rozpoznawczy. odporność na zużycie erozyjne badania wykonano na stanowisku zbudowanym z następujących zespołów (rys. 1): – uchwyt umożliwiający ustawienie próbki pod zadanym kątem (20÷90o) względem strugi powietrza ze ścierniwem, – dyszę z zaworami i rotametrem, – instalacji dozownika ścierniwa. uchwyt oraz dysza zamontowane są w specjalnej obudowie, w której dolna część spełnia rolę pojemnika na zużyte ścierniwo. jako dozownik ścierniwa wykorzystano podajnik proszku plazmotronu pe-250. wybór odpowiednich sit podajnika zabezpieczał równomierne i powtarzalne podawanie ścierniwa na próbki. specjalna konstrukcja dyszy umożliwia uzyskanie szerokiego zakresu prędkości strugi. podawanie ścierniwa do strugi powietrza już poza dyszą powoduje, że dysza praktycznie nie ulega zużyciu podczas badań. badaniom poddano powłoki na podłożu ze stali s235jr z następujących materiałów: al2o3 + 3% tio2, al2o3 + 14% tio2, al2o3+ 10% nio, w2c + 12% co, 4 przegląd spawalnictwa 8/2012 al2o3 + 10% cr2o3, cr2o3, natryskiwane plazmowo (aps) przy użyciu zestawu do natryskiwania plazmowego plancer z plazmotronem pn 120. podczas natryskiwania stosowano standardowe parametry natryskiwania opracowane na podstawie zaleceń producentów sprzętu do natryskiwania, producentów proszków i własnych doświadczeń. powłoki miały typową dla natryskiwania cieplnego strukturę lamelarną. jako reprezentatywny dla badanych powłok przykład przedstawiono zgład powłoki al2o3+ 3% tio2 wraz z analizą liniową składu (rys. 2, 3). badania wykonano przy użyciu jako materiału ściernego selekcjonowanego piasku kwarcowego o średnicy ziaren dz < 300 µm przy następujących parametrach: odległość dyszy od próbki l = 40 mm, prędkość wypływu z dyszy v = 98 m/s, kąt padania strugi względem płytki 30o, 45o, 60o, 90o. próbkę stanowiła płytka o wymiarach 70x70 mm z naniesioną powłoką o grubości 0,3÷0,6 mm. próbki przygotowane do badań nie poddawano szlifowaniu. miarą zużycia próbki był ubytek masy oraz objętości po przeprowadzeniu próby (zużycie 1 kg ścierniwa). w celu uzyskania miarodajnych wyników próby przy zadanych parametrach przeprowadzano sześciokrotnie. pomiar ubytku objętości próbki wykonywano na kształtografie pg 2-200 z przystawką 3d. dodatkowo ubytki masy przeliczano na ubytki objętości i porównywano, wyniki z pomiarami uzyskanymi na kształtografie. operacja ta umożliwiała ocenę ilości ścierniwa wbitego w materiał próbki. na rysunku 4 przedstawiono zależność zużycia od ilości materiału ściernego, stosując metodę najmniejszych kwadratów do aproksymacji prostą. z wykresów tych wynika, że: materiały natryskiwane plazmowo mają wklęsłą krzywą zużycia, co dowodzi, że w miarę zużywania prędkość zużycia rośnie. wskazuje to, że powierzchniowa warstwa powłoki jest bardziej spójna niż jej wnętrze. rys. 1. przekrój dyszy (a) oraz schemat stanowiska do badania odporności powłok na zużycie ścierniwem w strudze powietrza (b), gdzie: 1 – próbka, 2 – dysza, 3 – rotametr, 4 – obudowa, 5 – pojemnik na zużyte ścierniwo fig. 1. cross-section of the nozzle (a) and scheme of position to the wear resistance of coatings test in the spray blast of air (b), where: 1 – sample, 2 – nozzle, 3 – rotameter, 4 – housing, 5 – bin for used grit rys. 2. lamelarna struktura powłoki al2o3 + 3% tio2 [2] fig. 2. structure of al2o3 + 3% tio2 coating [2] rys. 3. struktura i rozkład liniowy pierwiastków w powłoce al2o3 + 3% tio2 [2] fig. 3. structure and eds analysis of al2o3 + 3% tio2 coating [2] rys. 4. zależność zużycia erozyjnego powłok plazmowych od ilości zużytego ścierniwa fig. 4. function of erosion wear of coating to the mass of consumed abrasive material a) b) 5przegląd spawalnictwa 8/2012 przedstawione na rysunku 5 histogramy prędkości zużywania pozwalają stwierdzić, że spośród badanych powłok plazmowych najwyższą odporność na zużycie mają powłoki z cr2o3. analizując przebieg zużycia w zależności od kąta padania strugi ścierniwa można stwierdzić, że powłoki plazmowe zachowują się jak materiały kruche, tzn. że wzrostem kąta padania ścierniwa zużycie rośnie (rys. 6). wyjątek stanowi powłoka z tlenku glinu z 10% dodatkiem tlenku niklu, dla której zużycie wraz ze wzrostem kąta maleje. odporność na zużycie ścierne badania przeprowadzono na urządzeniu testowym t-07 umożliwiającym oznaczenie ścieralności materiałów zgodnie z normą astm g6585 (rys. 8a) [1]. testowy węzeł tarcia tworzy płytka 1 stykająca się z luźnym ścierniwem, doprowadzonym do strefy styku ze zbiornika 4 oraz przez dozownik 3 i ogumioną rolkę 2. obciążenie styku zapewnia dźwignia 6 z obciążnikiem 7. rolka 2 osadzona na wałku napędzana jest silnikiem elektrycznym przez przekładnię pasową i przekładnię zębata. aparatura kontrolno-pomiarowa testera ograniczona jest do układu zliczającego obroty rolki i wyłączającego silnik po wykonaniu zadanej liczby obrotów. badano próbki z powłokami natryskiwanymi plazmowo z al2o3, cr2o3 oraz w2c (płytka c45 30x30x2). grubość powłok po szlifowaniu powierzchni wynosiła 0,3 mm. obciążenie styku wynosiło 22 n, prędkość obrotowa rolki 60 obr/min, jako ścierniwo stosowano elektrokorund eb ziarno 14. zużycie próbek mierzono dwoma metodami, przez pomiar ubytku masy próbki oraz obliczenie ubytku objętości na podstawie pomiarów profilów śladu zużycia (rys. 7). do tej ostatniej metody wykorzystano kształtograf pg 2-200 z przystawką do pomiarów przestrzennych 3d. wyniki pomiarów przeliczone na ubytki objętości badanych materiałów przedstawiono na rysunku 8b. rys. 5. histogram prędkości erozyjnego zużywania α = 90o powłok plazmowych fig. 5. bar chart of erosion wear velocity of plasma transferred arc coating, α = 90o rys. 6. zależność zużycia powłok plazmowych od kąta padania strugi fig. 6. function of plasma transferred arc coating and the angle of abrasive metal stream rys. 7. profil śladu zużycia próbki – kształtograf pd 2-200 fig. 7. sample wear profile – pd 2-200 surface analyzer rys. 8. testowy węzeł tarcia (a) oraz zużycie przy tarciu w obecności ścierniw; 1 – próbka, 2 – płytka – ogumowana rolka, 3 – zawór dozujący ścierniwo, 4 – zasobnik ze ścierniwem, 5 – kierownica, 6 – ramię dźwigni obciążającej, 7 – obciążnik fig. 8. friction test node and wear at the friction in the presence of abrasives, 1 – sample, 2 – rubberized roller, 3 – abrasive metering valve, 4 – tray with abrasive, 5 – steering wheel, 6 – loading lever arm, 7 – the weight 6 przegląd spawalnictwa 8/2012 podsumowanie przeprowadzone badania pozwalają przedstawić następujące wnioski: – zaprezentowana metodyka badań umożliwia szybkie i wiarygodne uszeregowanie materiałów pod kątem ich odporności na zużycie erozyjne, – powłoki z materiałów ceramicznych natryskiwane plazmowo podczas zużycia erozyjnego zachowują się jak materiały kruche, przebieg zużycia wskazuje, że warstwa wierzchnia powłoki jest bardziej odporna na zużycie niż wnętrze powłoki z wyjątkiem powłoki al2o3 + 14% tio2, literatura [1] tribologia i trybotechnika – redakcja naukowa marian szczerek, marek wiśniewski, wydawnictwo ite radom 2000. [2] kulu p., hussainova i., veinthal r.: solid particle erosion of thermal sprayed coatings, wear 258 (2005), s. 488–496. – wzrost kąta padania strugi ściernej w zakresie od 15o do 90o powoduje intensyfikację procesów zużyciowych, wyjątek stanowi powłoka z al2o3 + 10% nio, – spośród badanych materiałów najwyższą odporność na zużycie erozyjne wykazywał cr2o3 jako najbardziej twardy materiał i w2c + 12% co jako materiał łączący właściwości twardych odpornych na ścieranie węglików z miękką i plastyczną osnową kobaltową. [3] l. pawlowski, the science and engineering of thermal spray coatings, john wiley & sons ltd., london, 1995. laureat medalu st. olszewskiego mgr inż. roman andrzejczak ukończył studia na wydziale budowy maszyn i okrętów politechniki szczecińskiej w 1974 r. w latach 1973-1982 był zatrudniony na politechnice szczecińskiej w zakładzie spawalnictwa na stanowisku asystenta, st. asystenta, gdzie prowadził zajęcia z: technologii spawalnictwa, kontroli jakości, wytwarzania konstrukcji stalowych, materiałoznawstwa. w latach 1982-1984 był specjalistą technologiem ds. spawalnictwa w zakładzie zremb gorzów wlkp. z firmą zremb famabud szczecin był związany jako główny spawalnik i zastępca głównego technologa (1984-1991). jego największym osiągnięciem zawodowym, było znaczne rozszerzenie oferty produkcyjnej firmy (produkującej wcześniej tylko jeden typ żurawia budowlanego), m.in.: segment kolejowy – podwozia wagonów, zestawy kołowe itp., żurawie wieżowe, osprzęt do urządzeń podnośnych (chwytaki, trawersy) oraz inne dla indywidualne potrzeby klientów. w latach 1991-2006 był współwłaścicielem, wiceprezesem do spraw technicznych i głównym spawalnikiem firmy techkon szczecin. zorganizował od podstaw wytwórnię konstrukcji stalowych, która przez 15 lat wykonywała wysokiej jakości, skomplikowane konstrukcje, często z projektowaniem i pod nadzorem udt lub tdt. w 2006 r. specjalistą ds. kontaktów zewnętrznych w firmie remech police. skutecznie wprowadził firmę (spółkę-córkę zakładów chemicznych police) na rynek zewnętrzny konstrukcji stalowych. natomiast od 2007 r. gł. spawalnikiem, kierownik działu kontroli jakości oraz inżynier projektu w zakładzie inkos w jasienica k. szczecina. mgr inż. roman andrzejczak jest autorem kilkunastu ekspertyz technicznych, które wykonał jako rzeczoznawca zorpot, przez cały okres działalności zawodowej szkolił i egzaminował spawaczy oraz przeprowadzał nadzór mistrzowski i bezpośredni. na politechnice szczecińskiej miał otwarty przewód doktorski (1978) nt. „zjawisk łukowych przy spawaniu elektrodą taśmową w osłonach gazowych”, przerwany z powodu odejścia z uczelni. jest autorem 8 wdrożonych w przemyśle projektów wynalazczych. jest członkiem simp i sekcji spawalniczej od 1973 r., wieloletnim członkiem zarządu o/sekcji, przez jedną kadencję członek zg sekcji spawalniczej (i połowa lat 90), w ramach działalności sekcji wygłosił 6 odczytów oraz zorganizował wycieczkę techniczną do zremb famabud dla członków sekcji. jest współautorem 2 publikacji wydanych w materiałach konferencyjnych (i wygłoszonych w postaci referatów przez doc. kłosowskiego), powstałych w okresie asystentury, na podstawie prowadzonych prac naukowo-badawczych. w okresie pracy na politechnice szczecińskiej został wyróżniony: czterema nagrodami rektora politechniki szczecińskiej (1976, 1997, 1998, 1979), jedną nagrodą ministra nauki, techniki i szkolnictwa wyższego (1976) oraz jedną nagrodą dziekana wydziału budowy maszyn i okrętów politechniki szczecińskiej (1975). artykuł współfinansowany ze środków unii europejskiej w ramach europejskiego funduszu społecznego projektu ,,inwencja – potencjał młodych naukowców oraz transfer wiedzy i innowacji wsparciem dla kluczowych dziedzin świętokrzyskiej gospodarki”. 201105_pspaw 7przegląd spawalnictwa 5/2011 ryszard pakos właściwości złączy spawanych wykonanych elektrodami zasadowymi i celulozowymi properties of basic and cellulose electrode welded joints dr inż. ryszard pakos – zachodniopomorski uniwersytet technologiczny w szczecinie. streszczenie w artykule przedstawiono wyniki badań kwalifikowania technologii spawania stali o podwyższonej wytrzymałości elektrodami z otuliną celulozową, zasadową oraz metodą łączoną – przetop elektroda celulozowa, warstwy wypełniające – elektroda zasadowa. dokonano porównania właściwości wytrzymałościowych oraz przedstawiono wyniki badań mikroskopowych obrazujące zmiany mikrostruktury złączy w zależności od rodzaju zastosowanej technologii spawania. abstract the article presents the results of the qualification of welding high strength steel by cellulose, basic and combined method – penetration by cellulose electrode and fill layers – a basic electrode. a comparison of mechanical properties and the results of microscopic testing of the microstructure of joints depending on the type of technology used for welding is presented. wstęp spawanie łukowe ręczne elektrodą otuloną, dzięki uniwersalności techniczno-technologicznej, umożliwia wykonanie połączeń o wysokich właściwościach eksploatacyjnych prawie wszystkich metalowych tworzyw konstrukcyjnych w dowolnej pozycji i trudno dostępnych miejscach. duży wybór gatunków elektrod otulonych umożliwia spawanie stali niskowęglowych, niskostopowych o wysokiej wytrzymałości, stali specjalnych wysokostopowych, nadstopów, staliwa, żeliw szarych i sferoidalnych oraz miedzi, niklu, aluminium i ich stopów [1]. możliwe jest również wykonanie połączeń metali i stopów różniących się znacznie właściwościami fizycznymi, np. stali węglowej ze stalą austenityczną, stali wysokostopowych z miedzią, itd. niemożliwe jest natomiast spawanie metali, których osłona łuku elektrod otulonych nie wystarcza do zapewnienia odpowiedniej ochrony przed dostępem gazów z atmosfery (tytan, cyrkon, wolfram, niob, tantal i molibden) [1]. spawanie ręczne elektrodą otuloną jest technologią, która wbrew opinii niektórych środowisk jest i będzie nadal stosowana, a wspólnie z technologią spawania drutami proszkowymi jest bardzo rozpowszechniona przy wytwarzaniu odpowiedzialnych konstrukcji morskich (platformy wiertnicze) oraz trudniejszych odcinków rurociągów przemysłowych ropy lub gazu. duży wybór gatunków elektrod otulonych dostępnych obecnie na rynku umożliwia technologom spawalnikom dobór odpowiednich rozwiązań dla danej konstrukcji. najbardziej rozpowszechnione i uniwersalne są elektrody o otulinie zasadowej. w warunkach montażowych wytwórcy konstrukcji stalowych chętnie sięgają też po elektrody celulozowe, które mają zastąpić metodę tig na warstwach przetopowych. w tablicy i zestawiono właściwości elektrod o otulinie zasadowej i celulozowej, natomiast w tablicy ii porównano właściwości mechaniczne tych elektrod. elektrody celulozowe mają ograniczone zastosowanie do wykonywania konstrukcji pracujących w niskich temperaturach. praktycznie nie można nimi spawać elementów obciążonych dynamicznie, gdyż powoduje to niebezpieczeństwo wystąpienia pęknięć kruchych, wynikające z dużej zawartości wilgoci w stopiwie tych elektrod. wilgoć ta nie może być usunięta, gdyż spawanie elektrodą celulozową o suchej otulinie jest praktycznie niemożliwe ze względu na niestabilny, strzelający łuk i dużą ilość wyrzucanego materiału z jeziorka spawalniczego, co powoduje w tych warunkach tworzenie się głębokich podtopień, stanowiących miejsce gromadzenia się żużli, 8 przegląd spawalnictwa 5/2011 a w konsekwencji przyklejeń. niezależnie jednak od wymienionych trudności, zastosowanie elektrod celulozowych w warunkach montażowych ma wiele zalet: – możliwość spawania we wszystkich pozycjach, szczególnie pionowej z góry na dół, – łatwość wykonania warstwy graniowej, – możliwość wykonania ściegów przetopowych elektrodami o średnicy 4 mm i większej, – mniejszą wrażliwość na dokładność przygotowania złącza, – małą wrażliwość na warunki atmosferyczne, – dużą wydajność spawania. tablica i. porównanie cech elektrod zasadowych i celulozowych [2, 3] table i. comparison of features of basic and cellulosic electrodes [2, 3] porównywana cecha elektrody z otuliną zasadową elektrody z otuliną celulozową główne składniki otuliny węglan wapnia (caco3,) dostarczany do otuliny pod postacią kredy i marmuru) węglan magnezu, fluoryt (caf2) celuloza mączka drzewna skrobia łuk elektryczny pierwiastki o małym potencjale jonizacji (na, ca, mg) stabilizują jarzenie się łuku łuk zajarza się łatwo, jest elastyczny łuk ma wysoką temperaturę, która ułatwia uzyskanie głębokiego wtopienia, mało elastyczny w przypadku suchej otuliny charakter stapiania elektrody elektroda stapia się stabilnie, występuje mała liczba odprysków, charakter przejścia metalu w łuku jest grubokroplowy,niskie zadymienie w czasie spawania ułatwia obserwację jeziorka spawalniczego oraz pracę w pomieszczeniach/ konstrukcjach o ograniczonej wentylacji elektroda topi się stabilnie, gdy utrzymywany jest krótki łuk kierowany na jeziorko, a zawartość wody w otulinie wynosi co najmniej 3%, odstępstwa powodują powstawanie dużej ilości odprysków i głębokich podtopień, w czasie spawania wydziela się dużo dymów w wyniku wypalania składników organicznych otuliny, co znacznie utrudnia spawanie w miejscach o ograniczonej wentylacji wygląd spoin spoiny mają płaski, regularny kształt, również po spawaniu w pozycjach przymusowych płaski kształt spoin przy spawaniu w pozycji pa i pg, po spawaniu w pozycji pf ściegi są nieregularne, występuje nadmierny nadlew pozycje spawania wszystkie z wyjątkiem pg, dla której stosuje się otuliny o zmodyfikowanym składzie możliwe jest wykonywanie spoin we wszystkich pozycjach, jednak spawanie w pozycjach przymusowych jest utrudnione ze względu na dużą ilość odprysków zastosowanie spawanie blach o grubych przekrojach w sztywnych konstrukcjach, spawanie stali o ograniczonej spawalności, spawanie stali o zwiększonej ilości węgla zastosowanie prawie wyłącznie do spawania opadowego rurociągów odporność na pękanie pęknięcia zimne: wysoka odporność wskutek minimalizowania ilości wilgoci w otulinie w wyniku suszenia, pęknięcia gorące: wysoka odporność wynikająca z wysokiej czystości metalurgicznej stopiwa pęknięcia zimne: duża skłonność w przypadku grubych przekrojów spawanych wynikająca z nieusuwalnej ilości wprowadzonego wodoru do stopiwa, pochodzi on z rozkładu wilgoci w łuku elektrycznym, pęknięcia gorące: stal skłonna w przypadku obecności siarki w stopiwie suszenie 300÷350°c przez ok. 1÷3 h, po wysuszeniu możliwe przechowywanie w termosach przez 8 h elektrod celulozowych nie suszy się badania własne celem przeprowadzonych badań było określenie i porównanie właściwości złączy spawanych, wykonanych ze stali eh36 o grubości 16 mm elektrodami zasadowymi (e424b42) oraz celulozowymi (fleetweld5p – e422c25). charakterystykę materiału podstawowego oraz elektrody celulozowej przedstawiono w [11], natomiast elektrody zasadowej w tablicy iii. złącza próbne wykonano zgodnie z przygotowanymi wstępnie instrukcami technologicznymi spawania (pwps) na podstawie normatywów technologicznych i zaleceń producenta materiałów dodatkowych. w celu pełnej identyfikacji złączy wprowadzono oznaczenia płyt próbnych przedstawione w tablicy iv, które będą wiążące w dalszych badaniach. płyta próbna 1c-pf została wykonana w całości przy użyciu elektrod celulozowych. charakterystyczną cechą, którą zaobserwowano przy wykonywaniu tego złącza, był sposób zachowania się łuku. elektroda topiła się stabilnie w przypadku krótkiego łuku, jednak duża zawartość wody w otulinie (ok. 3%) powodowała powstawanie dużej ilości rozprysków i głębokich podtopień na ściankach rowka spawalniczego. nieusuwanie tych podtopień skutkowało zaleganiem w nich żużla, a w konsekwencji możliwością pojawienia się tablica ii. porównanie właściwości mechanicznych elektrod zasadowych i celulozowych [2, 3] table ii. comparison of mechanical properties of basic and cellulosic electrodes [2, 3] elektroda rodzajotuliny wielkość mechaniczna re, mpa a5, % kv, j rm, mpa celex c > 390 > 22 > 70 (+20°c) 450÷550 celex mn c > 420 > 20 > 70 (+20°c) 540÷610 fleetweld 5p c > 420 > 26 > 60 (-20°c) 500÷640 eb 150 b > 420 22-32 > 65 (-40°c) 550÷620 ok 48.08 b > 490 > 30 160 (-20°c) > 575 ok 40.00 b > 445 > 29 140 (-20°c) > 540 9przegląd spawalnictwa 5/2011 przyklejeń. dlatego po wykonaniu każdego ściegu należało dokładnie zeszlifować pozostałe niezgodności, co w praktyce zwiększyło liczbę zaplanowanych ściegów i wprowadziło dużo ciepła do złącza spawanego. widok warstwy graniowej i drugiej warstwy przedstawiono na rysunku 1. taka technologia spawania niekorzystnie wpłynęła na geometrię rowka, powodując jego cykliczne poszerzanie aż do warstwy licowej. w rezultacie zaobserwowano znaczne odkształcenia kątowe płyty próbnej, mimo zastosowania klamer montażowych. technologia spawania płyty próbnej 2cb-pf zakładała wykonanie ściegu graniowego elektrodą celulozową, natomiast pozostałych ściegów – elektrodą zasadową. tablica iii. charakterystyka elektrody zasadowej e424b42 [9] table iii. characteristic of basic electrode e424b42 [9] klasyfikacja pnen 499: e 42 4 b 42 aws a5.1: e7018 ogólna charakterystyka grubo otulona elektroda do spawania konstrukcji ze stali o podwyższonej wytrzymałości narażonych na duże obciążenia statyczne i dynamiczne (konstrukcje okrętowe, tabor komunikacyjny, maszyny budowlane itp.) umożliwia wykonywanie spoin pachwinowych w pozycji pionowej z góry na dół. pozycje spawania pa, pb, pc, pe, pf, pg prąd spawania i biegunowość stały (+) do elektrody typowy skład stopiwa c 0,08 mn 1,1 si 0,4 typowe właściwości mechaniczne re > 420 rm 550-620 a5 > 22-32 kv [j] -40 > 65 dopuszczenia udt, tüv, bd-u prs kat. 3 yh-10 lrs kl. 3,3y, h15 bv kl. 3 yhh dnv kl. 3 yh10 gl kl. 3 yhh abs kl. 3y, 3h10 tablica iv. oznaczenie płyt próbnych table iv. sample plate designation oznaczenie płyty próbnej uwagi 1c-pf pozycja spawania pf, ścieg graniowy, wypełniający i lico wykonane elektrodami celulozowymi 2bc-pf pozycja spawania pf, ścieg graniowy wykonany elektrodami celulozowymi, ściegi wypełniające i lico spawane przy użyciu elektrod zasadowych 3bpf pozycja spawania pf, ścieg graniowy, wypełniający i lico wykonane elektrodami zasadowymi rys. 1. złącze wykonane elektrodą celulozową: a) ścieg graniowy, b) druga warstwa, widoczne żużle spawalnicze na brzegach rowka fig. 1. joint made by cellulose electrode: a) reverse-side bead, b) second layer, visible slag on the banks of welding groove nie odnotowano większych trudności przy wykonywaniu tego złącza, poza ściegiem graniowym, który wykazywał cechy opisane powyżej. złącze próbne 3b-pf wykonano w całości elektrodami zasadowymi. przed rozpoczęciem spawania wysuszono elektrody w temperaturze 250÷300°c. ze względu na mniejsze wtopienie elektrod zasadowych w stosunku do elektrod celulozowych, zastosowano szerszy odstęp między blachami. po wykonaniu złącza otrzymano pełny przetop na całej długości, a jakość ściegu graniowego i ściegów wypełniających była zadowalająca i nie wykazywały one tendencji do tworzenia podtopień na ściankach rowka, ani też nadmiernej ilości rozprysków. badania technologii spawania przeprowadzono zgodnie z wymaganiami polskiego rejestru statków zamieszczonymi w publikacji nr 74/p [6]. rozmieszczenie próbek do badań niszczących przedstawiono na rysunku 2. rys. 2. rozmieszczenie próbek do badań niszczących [6, 11] fig. 2. arrangement of samples for destructive testing [6, 11] a) b) 10 przegląd spawalnictwa 5/2011 wyniki badań przeprowadzone badania wizualne, magnetyczno -proszkowe oraz radiograficzne nie wykazały niedopuszczalnych niezgodności spawalniczych. osiągnięto poziom jakości b i poziomy akceptacji 1. badania makroskopowe przeprowadzono zgodnie z pn-en1321. wytrawione odczynnikiem adlera zgłady przedstawiono na rysunku 3. jak wynika z tego rysunku we wszystkich próbach osiągnięto pełny przetop oraz nie zaobserwowano niedopuszczalnych niezgodności spawalniczych, z wyjątkiem dużego odkształcenia kątowego (płyta 1c-pf) w przypadku wykonania całej płyty elektrodami celulozowymi. cechą charakterystyczną przedstawionych zgładów metalograficznych są różnice wysokości grani, szerokości stref wpływu ciepła oraz liczby ściegów na przekroju złącza. w tablicy v przedstawiono charakterystyczne wielkości uzyskane w wyniku badań makroskopowych. wyniki badań wskazują, że najbardziej narażone na szkodliwe działanie ciepła są złącza wykonane elektrodami celulozowymi. szlifowanie po spawaniu powoduje zmniejszanie przekroju wykonanego ściegu, co doprowadza do ponownego wnikania ciepła w wykonany obszar złącza. efektem końcowym jest duża liczba ściegów i wyraźny rozrost szerokości strefy wpływu ciepła. badania twardości przeprowadzono twardościomierzem leco lv 700at zgodnie z normami pn-en1043-1 i pn-en iso 6507-1. pomiary na dwóch liniach pomiarowych wykonano zgodnie z rysunkiem 4. wyniki badań uznaje się za pozytywne, jeżeli uzyskana twardość nie przekracza 350 hv10 dla stali o reh ≤ 420 mpa i 420 hv10 dla stali o 420 mpa < reh < 690 mpa [6]. uzyskane wyniki badań dla elektrody celulozowej przedstawiono w [11], na rysunku 5 pokazano rozkład twardości złączy wykonanych elektrodą celulozową i zasadową, a na rysunku 6 tylko elektrodą zasadową. stal eh36 jest stalą kadłubową o podwyższonej wytrzymałości z minimalną granicą plastyczności reh = 355 mpa, stąd też zgodnie z wymaganiami, maksymalna twardość w złączu spawanym nie może przekroczyć 3650 hv10 [6]. badania udarności przeprowadzono zgodnie z normą pn-en10045-1 na próbkach typu charpy v szerokości 10 mm. do prób pobrano po 3 zestawy z każdej płyty próbnej (karb nacięto w środku spoiny, w linii wtopienia oraz w swc w odległości 2 mm od linii wtopienia). próbę wykonano w temperaturze -20°c. wyniki badań przedstawiono na rysunku 7. rys. 3. makrostruktura złączy: a) 1c-pf, b) 2cb-pf, c) 3b-pf fig. 3. macrostructure of joints: a) 1c-pf, b) 2cb-pf, c) 3b-pf tablica v. liczba ściegów i pola powierzchni swc table v. number of beads and the swc area oznaczenie płyty, z której został pobrany zgład liczba ściegów powierzchnia swc, mm2 1c-pf 11 171 2cb-pf 7 114 2b-pf 4 94 rys. 4. miejsca pomiaru twardości fig. 4. the places of hardness testing rys. 5. rozkład twardości w złączu wykonanym elektrodą celulozową i zasadową: a) 1. linia pomiarowa, b) 2. linia pomiarowa fig. 5. distribution of hardness in the joint made by cellulose and basic electrode: a) 1. measurement line, b) 2. measurement line a) b) c) a) b) 11przegląd spawalnictwa 5/2011 negatywny wynik badania udarności uzyskała próba z płyty wykonanej elektrodą celulozową pobrana w linii wtopienia (rys. 7). z tego powodu wykonano dodatkowe badania mikroskopowe w celu wyjaśnienia tak dużego spadku udarności w linii wtopienia przy licu spoiny. na rysunku 8 przedstawiono strefy przegrzania płyt próbnych, natomiast na rysunku 9 pokazano obrazy stref kształtów dendrytycznych, które stykają się bezpośrednio z liniami wtopienia. silny rozrost ziarna (rys. 8a), jak również słabo rozbudowane dendryty (rys. 9a) świadczą o dużej ilości ciepła wprowadzonego do złącza w czasie spawania płyty elektrodą celulozową. tym też należy tłumaczyć gwałtowny spadek udarności w linii wtopienia przy wykonywaniu złączy elektrodami celulozowymi. rys. 6. rozkład twardości w złączu wykonanym elektrodą zasadową: a) 1. linia pomiarowa, b) 2. linia pomiarowa fig. 6. distribution of hardness in the joint made by basic electrode: a) 1. measurement line, b) 2. measurement line rys. 7. wartości średnie pracy łamania; c – spoina, f – linia wtopienia, h – swc fig. 7. the average values of fracture energy; c – weld, f – fusion line, h – haz rys. 8. strefa przegrzania na wysokości górnych ściegów, trawienie – nital, pow. 500x: a) 1c-pf, b) 2bc-pf, c) 3b-pf fig. 8. heat affected zone in the upper beads; etching: nital, magnification 500x: a) 1c-pf, b) 2bc-pf, c) 3b-pf rys. 9. strefy kryształów dendrytycznych, trawienie – nital, pow. 500x: a) 1c-pf b) 2bc-pf c) 3b-pf fig. 9. zone with dendritic crystals etching; nital, magnification 500x: a) 1c-pf, b) 2bc-pf, c) 3b-pf wnioski – elektrody celulozowe ze względu na swoje właściwości nadają się do wykonywania warstw przetopowych w trudnych warunkach przemysłowych. – elektrody celulozowe nie wymagają suszenia zalecana zawartość wilgoci w otulinie wynosi ok. 3%. – łuk elektryczny na wilgotnych otulinach celulozowych wykazuje tendencje do głębokich penetracji i zawirowań, co odbija się głębokimi podtopieniami na ściankach rowka, a w konsekwencji powoduje zaleganie żużli i niebezpieczeństwo pojawienia się przyklejeń. – niewskazane jest wykonywanie warstw wypełniających i licowych elektrodami celulozowymi, gdyż doprowadza to do znacznego zużycia elektrod i wydłuża czas wykonania złączy. – właściwości wytrzymałościowe złączy wykonanych elektrodami celulozowymi charakteryzują się spadkiem udarności w warstwach licowych na linii wtopienia. a) b) a) b) c) a) b) c) 12 przegląd spawalnictwa 5/2011 literatura [1] klimpel a.: technologia spawania i cięcia metali, wydawnictwo politechniki śląskiej, gliwice 1997. [2] szustakowski j.: poradnik spawacza elektrycznego, wnt, warszawa 1985. [3] praca zbiorowa, poradnik inżyniera spawalnictwo część i, wnt, warszawa 2005. [4] praca zbiorowa, poradnik inżyniera spawalnictwo część ii, wnt, warszawa 2005. [5] prs: przepisy klasyfikacji i budowy statków morskich, część ix – materiały i spawanie, gdańsk 2008. [6] prs.: publikacja p74-p, zasady kwalifikowania technologii spawania, gdańsk 2007. [7] pn-en 499:1997 elektrody otulone do ręcznego spawania łukowego stali niestopowych i drobnoziarnistych. [8] http://www.spawalnicze.com.pl/, 2009. [9] www.esab.pl, 2009. [10] www. lincolnelectric.pl, 2009. [11] pakos r.: ocena technologii spawania stali o podwyższonej wytrzymałości elektrodą celulozową. przegląd spawalnictwa 4/2011, s. 10-17. stowarzyszenie inżynierów i techników mechaników polskich oddział warszawski zaprasza na organizowane przez sekcję spawalniczą ow simp wszystkich członków simp i not na: odczyty techniczne data i godzina prelegent, temat odczytu zakres tematyczny 12.05.2011 godz. 1700 mgr inż. jan grzebalski nasze spawalnictwo – dzień spawalnika rys historyczny spawalnictwa oddziału warszawskiego simp. spotkanie okolicznościowe 02.06.2011 godz. 1700 mgr inż. marek żubrowski dyfuzja oraz powstawanie związków międzymetalicznych w złączach drutowych alsi1-au omówienie zjawiska dyfuzji oraz jej wpływu na stan naprężeń własnych po procesie spajania drutowego gmach stany technologiczny wydziału inżynierii produkcji politechniki warszawskiej, ul. narbutta 86, sala nr st145, dojazd tramwajami 10, 17 i 33 wycieczki techniczne data i godzina nazwa instytucji, adres zakres zwiedzania / działalności 16.06.2011 godz. 1100 centrum nauki kopernik ul. wybrzeże kościuszkowskie 20 laboratoria, bilet wstępu: 22 zł. w imieniu komitetu organizacyjnego serdecznie zapraszamy wszystkich absolwentów zakładu inżynierii spajania do uczestnictwa w seminarium zakładu inżynierii spajania połączonym ze zjazdem absolwentów z okazji jubileuszu 60-lecia zakładu inżynierii spajania (dawniej katedry/zakładu spawalnictwa) politechniki warszawskiej zakład inżynierii spajania politechnika warszawska osoby zainteresowane uczestnictwem w seminarium prosimy o kontakt: ul. narbutta 85 seminarium odbędzie się 11.06.2011 r. 02-524 warszawa tel.: 22 234 84 02 email: zis@wip.pw.edu.pl sekcja spawalnicza 201202_pspaw.pdf 27przegląd spawalnictwa 2/2012 grzegorz rogalski dariusz fydrych kwalifikowanie technologii spawania wg pn-en iso 15614-8 na przykładzie płyt sitowych w u-rurowych wymiennikach ciepła qualification of welding procedures  acc. to pn-en iso 15614-8 – an example  of tube plate used in u-tube heat exchangers dr inż. grzegorz rogalski, dr inż. dariusz fydrych – politechnika gdańska. streszczenie w artykule przedstawiono charakterystykę normy pn-en iso 15614-8:2005 specyfikacja i kwalifikowanie technologii spawania metali. badanie technologii spawania. część 8: spawanie rur z płytami sitowymi [1]. zaprezentowano algorytm postępowania w przypadku stosowania tej normy, i podano warunki, które uzasadniają wybór normy pn-en iso 15614-8 do zatwierdzania technologii spawania. przedstawiono przykład złączy spawanych stosowanych w połączeniach typu dno sitowe-rury oraz wyniki badań kwalifikacyjnych dla połączenia dna sitowego ze stali kotłowej p355nh z rurami z austenitycznej stali odpornej na korozję 316l. abstract the paper presents the characteristic of the pn-en iso 15614-8:2005 „specification and qualification of welding procedures for metallic materials – welding procedure test – part 8: welding of tubes to tube-plate joints [1]. an algorithm of procedures needed to apply this standard is presented and the conditions that justify the choice of the pn-en iso 15614-8 for qualification of welding procedures are given. an example of welded tube to tube-plate joints and the results of qualifying tests for the connection of tube-plate (p355nh) with austenitic tubes (316l) are shown. wstęp płyty sitowe, nazywane również dnami sitowymi lub ścianami sitowymi, to elementy konstrukcyjne różnych rodzajów wymienników ciepła. do tych elementów montowane są na stałe lub z możliwością wymiany rury, w których znajduje się jeden z czynników roboczych. stanowią one integralną część całego urządzenia i wymagają szczególnej uwagi podczas wytwarzania. na rysunku 1 przedstawiono przykład typowego wymiennika ciepła z układem u-rurowym, a na rysunku 2 widok płyty sitowej połączonej z rurami. rury montowane w płycie sitowej muszą charakteryzować się odpowiednimi właściwościami, a proces ich wytwarzania musi być odpowiednio potwierdzony [2, 3]. rys. 1. płaszczowy wymiennik ciepła z u-rurową wężownicą produkowany przez firmę seces-pol: 1 – głowica, 2 – króciec, 3 – płyta sitowa, 4 – płaszcz zbiornika, 5 – wężownica u-rurowa, 6 – dennica [4] fig. 1. shell and tube heat exchanger with u-tube coil produced by seces-pol: 1 – head; 2 – nozzle, 3 – tube-plate, 4 – shell, 5 – u-tube coil, 6 – bottom [4] 28 przegląd spawalnictwa 2/2012 rys. 2. płyta sitowa ze stali p355nh połączona z rurami ze stali nierdzewnej [4] fig. 2. view of tubes to tube-plate joints. steel p355nh welded with stainless steel tubes [4] do najczęściej stosowanych technologii mocowania rur w płytach sitowych można zaliczyć: rozpęczanie, spawanie, rozwalcowywanie, lutowanie, zadławienie, zgrzewanie wybuchowe oraz klejenie. rozpęczanie to technologia, która znajduje zastosowanie do łączenia rur o małych średnicach (10÷12 mm). wykonuje się ją stożkowym przebijakiem. zastosowanie procesu lutowania ograniczone jest temperaturą topnienia lutu, która dla lutowania miękkiego jest niska. najczęściej stosuje się technologię spawania po uprzednim zlikwidowaniu luzu pomiędzy otworem a rurą (przywalcowanie) oraz pełne rozwalcowywanie. ta technologia umożliwia konfigurację materiałową, której nie można zastosować w procesie spawania, np. płyta sitowa wykonana jest ze stali kotłowej, a rury z miedzi lub mosiądzu. jest to możliwe pod warunkiem, że granica plastyczności i twardość płyty są większe dla rury. aby spełnić te warunki w niektórych przypadkach stosuje się wyżarzanie zmiękczające końców rur. proces spawania wykorzystywany jest do łączenia rur z płytą sitową przy wysokim ciśnieniu i temperaturze pracy wymiennika (p > 80·105 pa; t > 350˚c). dodatkowo można stosować przed procesem spawania rozwalcowywanie [5]. tak szeroki wybór metod łączenia wynika z czynników technologiczno-konstrukcyjnych, do których można zaliczyć: – gatunek materiału (grupę materiałową, której wybór najczęściej wynika z parametrów oraz warunków pracy wymiennika), – właściwości mechaniczne ze szczególnym uwzględnieniem granicy plastyczności re (informacja szczególnie istotna dla procesu rozwalcowywania), – możliwość spajania zastosowanych materiałów (spawanie, lutowanie, zgrzewanie wybuchowe), – warunki pracy wymiennika, – geometrię połączenia, np. kształt oraz wymiary rur lub płyty sitowej. zakres materiałów podstawowych możliwych do zastosowania na poszczególne elementy jest bardzo szeroki. rury stosowane w wymiennikach ciepła mogą być wykonane ze stali niestopowych (s355j2h itp.), stali wysokostopowych austenitycznych odpornych na korozję (321, 316 itp.), stali dupleks (np. 2305), tytanu i jego stopów (grade 1, grade 2), niklu i jego stopów (np. incolloy 800ht), miedzi, mosiądzu i innych metali spełniających kryteria technologiczno-konstrukcyjne. podobna sytuacja dotyczy płyt sitowych. możliwość zestawienia różnych połączeń materiałów wymusza stosowanie odpowiednio dobranych technologii łączenia, które mogą wynikać ze specyfikacji technicznych lub odpowiednich norm przedmiotowych (np. dotyczących projektowania). przykładami tego rodzaju dokumentów mogą być: asme sec. viii div. i (zał. a) [6] oraz norma pn-en 13445-3 (tab. a-5) [7]. wybrane przykłady sposobów łączenia płyty sitowej z rurami wg wymienionych standardów przedstawiono na rysunku 3. ze względu na bardzo duże znaczenie połączeń rur z płytami sitowymi stworzono odpowiednie przepisy dotyczące kwalifikowania technologii spawania. są one zawarte w przepisach asme sec. ix (qw-288; qw-303.5; qw-193) oraz jako standard międzynarodowy pn-en iso 15614-8:2005 [8]. charakterystyka normy pn-en iso 15614-8 norma pn-en iso 15614-8:2005 dotyczy kwalifikowania technologii spawania rur z płytami sitowymi. nie miała ona odpowiednika w serii norm pn-en 288. jest normą zharmonizowaną z dyrektywą ciśnieniową 97/23/we. umożliwia to zastosowanie jej do kwalifikowania procesu spawania płyt sitowych z rurami przy budowie urządzeń ciśnieniowych, np. wymienników ciepła. norma ta została przygotowana przez kt 165 ds. technologii spawalniczych, zatwierdzona przez prezesa pkn 02.12.2004 r. i opublikowana 24.01.2005 r. rys. 3. przykłady konfiguracji połączenia rury z płytą sitową: a) spoina czołowa; b), c) spoina pachwinowa; d) spoina brzegowa; e) spoina czołowa sita z odkuwanymi występami; f) połączenie spoiną czołową z podcięciem płyty sitowej [5÷7] fig. 3. examples of tubes to tube-plate joints: a) butt weld; b), c) fillet weld; d) edge weld; e), f) other solutions (butt welds) [5÷7] 29przegląd spawalnictwa 2/2012 zakres merytoryczny w dokumencie pn-en iso 15614-8 ustalono wymagania dla kwalifikowania technologii spawania den sitowych z rurami za pomocą jej badania dla spawania łukowego ręcznego, częściowo zmechanizowanego, w pełni zmechanizowanego oraz automatycznego. tego rodzaju kwalifikowanie może obejmować złącza przenoszące wszystkie obciążenia, bądź spoiny wykonane jako uszczelniające. należy zaznaczyć, że norma ta ma zastosowanie do spawania rur z płytami sitowymi z odstępem. w przypadku połączenia bez odstępu pomiędzy elementami zaleca się, aby procedura zatwierdzania technologii spawania była ujęta w dokumentacji. ograniczenie stosowania omawianego standardu dotyczy spawania rur z płytą sitową z odkuwanymi występami (rys. 3e). norma zaleca wtedy uwzględnienie spawania z naprawą technologiczną. normy przywołane przez dokument dotyczą certyfikowania spawaczy, klasyfikacji gazów stosowanych w procesach spawalniczych, badań niszczących i nieniszczących, podziału materiałów metalowych na grupy materiałowe, przygotowania elementów do spawania, poziomów jakości złączy spawanych oraz kwalifikowania technologii spawania i przygotowania instrukcji technologicznej spawania wps. dokument jednoznacznie określa stosowanie norm przywołanych, które są datowane i niedatowane. w przypadku standardów niedatowanych stosuje się ostatnie wydanie powołanej publikacji. inaczej wygląda zastosowanie norm datowanych. najnowsze wydania publikacji datowanych mogą być stosowane tylko wtedy, kiedy norma pn-en iso 15614-8 zostanie zmieniona lub znowelizowana oraz normy te zostaną w niej przywołane. w innym przypadku należy stosować te dokumenty datowane, które są przywołane w normie. stosowane symbole w celu ujednolicenia oznaczeń wielkości geometrycznych oraz innych zmiennych norma wprowadza symbole zestawione w tablicy i i pokazano na rysunkach 4÷6. tablica i. symbole stosowane w normie pn-en iso 15614-8 table i. symbols used in pn-en iso 15614-8 standard symbol opis jednostka a grubość spoiny (w tym przypadku odległość między najniższym punktem grani spoiny a powierzchnią spoiny) mm dp wielkość pęcherza mm da średnica zewnętrzna rury mm dl minimalna odległość między dwoma rurami mm g szczelina między rurą a płytą sitową mm sp początek ściegu graniowego -t grubość ścianki rury mm t1 grubość plateru mm t2 grubość płyty sitowej mm x nawis mm uwaga: wielkości oznaczone wymienionymi symbolami przedstawiono na rysunkach 4÷6. rys. 4. przykładowe połączenia spawane płyty sitowej z rurą, przedstawiające wielkości oznaczone symbolami zdefiniowanymi w tablicy i fig. 4. examples of tubes to tube-plate joints with symbols from table i rys. 5. złącze próbne do kwalifikowania technologii spawania w układzie (podziałce) trójkątnym: dl – minimalna odległość pomiędzy dwoma rurami, sp – początek ściegu graniowego, a-a, b-b – przykłady umiejscowienia linii cięcia do wykonania zgładów metalograficznych makroskopowych fig. 5. test joint for tube ends on triangular pitch: dl – minimal distance between two tubes, sp – starting point of the root run, a-a, b-b – ground sections of a test specimen (examples for the location of the cut lines) rys. 6. złącze próbne do kwalifikowania technologii spawania w układzie (podziałce) kwadratowym: dl – minimalna odległość pomiędzy dwoma rurami, sp – początek ściegu graniowego, a-a, b-b – przykłady umiejscowienia linii cięcia do wykonania zgładów metalograficznych makroskopowych fig. 6. test joint for tube ends on square pitch: dl – minimal distance between two tubes, sp – starting point of the root run, a-a, b-b – ground sections of a test specimen (examples for the location of the cut lines) 30 przegląd spawalnictwa 2/2012 zasady kwalifikowania technologii spawania kwalifikowanie technologii spawania powinno być oparte na wstępnej instrukcji technologicznej spawania pwps. należy ją opracować zgodnie z wytycznymi zawartymi w normie pren iso 15609-1:2000 [9]. powinna ona zawierać zmienne podane w pkt. 4.2 oraz 4.3 omawianej normy. sam proces zatwierdzania technologii spawania powinien być przeprowadzony przez egzaminatora lub jednostkę egzaminującą zgodnie z dokumentacją konstrukcyjną lub normą dotyczącą stosowania. spawacze i operatorzy powinni posiadać odpowiednie kwalifikacje zdobyte zgodnie z wytycznymi odpowiednich norm przedmiotowych. dla spawaczy są to: en 287-1 [10] (pren iso 9606-1), en 287-2 [11], en iso 9606-3 [12], en iso 9606-4 [13], en iso 9606-5 [14], natomiast dla operatorów: en 1418 [15]. złącza należy przygotować wg normy en 29692 [16], a ich konstrukcje wg en 1708-1 [17]. w budowie wymienników ciepła najczęściej stosuje się dwa rodzaje układów rur. pierwszy z nich to układ trójkątny (rys. 5), drugi to układ kwadratowy (rys. 6). oba ujęte są w omawianej normie, a liczba rur spawanych do płyty sitowej jest uzależniona od średnicy zewnętrznej rury. dla rur w układzie (podziałce) trójkątnym i średnicy zewnętrznej rury d < 40 mm powinno się spawać 10 rur do płyty. dla rur o średnicy d ≥ 40 mm należy przyspawać minimum 7 końców rur (obszar a na rys. 5). inaczej wygląda sytuacja w przypadku stosowania układu (podziałki) kwadratowego. dla rur o średnicy zewnętrznej d < 40 mm należy przyspawać 12 rur do płyty sitowej, a dla rur o średnicy d ≥ 40 mm minimum 9 końców rur (obszar a rys. 6). odległość pomiędzy osiami otworów wynika ze specyfikacji technicznej dotyczącej projektowania i podawana jest przez konstruktora. zakres badań w celu zatwierdzenia technologii spawania po wykonaniu złączy próbnych należy wykonać wskazane badania potwierdzające odpowiedni poziom jakości. w normie przedstawiono rodzaj badań, ich zakres oraz poziomy akceptacji. w tablicy ii przedstawiono charakterystykę badań ujętych w normie pn-en iso 15614-8. zakres kwalifikacji norma pn-en iso 15614-8:2005 uwzględnia w zakresie kwalifikacji następujące zmienne: – grupę materiałową, – wymiary geometryczne płyt sitowych i rur, – podziałkę (układ) spawanych rur, – metodę spawania, – pozycję spawania płyty sitowej, – typ złącza, – gatunek materiału dodatkowego do spawania, – rodzaj i biegunowość prądu spawania, – sposób doprowadzenia ciepła, – temperaturę podgrzewania wstępnego, – temperaturę międzyściegową, – obróbkę cieplną po spawaniu, – rodzaj gazu osłonowego. do celów omawianej normy do klasyfikacji materiałów podstawowych stosuje się cr iso 15608 [18]. zakres kwalifikowania powinien być zgodny z odpowiednim arkuszem normy pren iso 15614 [19]. jednym z ważnych aspektów zakresu kwalifikacji jest rodzaj użytej podziałki (układu rur w płycie sitowej). spawanie wg określonego rodzaju podziałki kwalifikuje inne podziałki, pod warunkiem, że najmniejszy odstęp pomiędzy dwoma rurami (dl) nie jest mniejszy niż w kwalifikowanej technologii. zmiana tablica ii. zakres badań dla złączy spawanych wg pn-en iso 15614-8 table ii. range of testing for welded joints acc. to pn-en iso 15614-8 rodzaj badań zakres badań uwagi badania wizualne (vt) 100% badania należy wykonać przed pocięciem próbki do badań, po odpowiednim oczyszczeniu powierzchni i po obróbce cieplnej, jeśli była wymagana. poziom akceptacji przyjąć z tablicy i; pkt 7.2.2 omawianej normy. badania penetracyjne (ut) 100% przeprowadzić zgodnie z en 571-1. jakiekolwiek wskazania w spoinie i swc są niedopuszczalne. badania radiograficzne (rt) 100% z pominięciem spoin do próby wyciskania przeprowadzić zgodnie z en 1435. badania obowiązują dla wszystkich spoin oprócz tych, które przeznaczone są do wykonania próby wyciskania. poziom akceptacji przyjąć z tablicy ii; pkt 7.2.4 omawianej normy. badania makroskopowe podano na rys. 4 i. 5 (linie cięcia a-a, b-b) przeprowadzić zgodnie z en 1321. cięcie mechaniczne lub obróbka skrawaniem. linia cięcia musi przebiegać przez dwa punkty rozpoczęcia spawania ściegów graniowych. poziom akceptacji przyjąć z tablicy iii; pkt 7.2.5 omawianej normy. badania twardości pomiar twardości spoiny, obu swc oraz materiału rodzimego przeprowadzić zgodnie z en 1043-1, jedynie dla grup stali 2÷7 oraz dla złączy niejednorodnych stali austenitycznych ze stalami ferrytycznymi wg cr iso 15608. poziom akceptacji przyjąć z tablicy 2 normy pren iso 15614-1. badania wypychania lub wyciągania podaje specyfikacja techniczna poziom akceptacji: określony w specyfikacji technicznej. 31przegląd spawalnictwa 2/2012 tablica iii. zakres kwalifikacji wielkości geometrycznych płyt sitowych i rur table iii. range of qualification for geometrical details of tube-plates and tubes oznaczenie złącze próbne mm zakres kwalifikacji mm grubość plateru t1 < 3 t1 ≥ 3 ≥ t1 ≥ 3 grubość płyty sitowej t2 < 35 t2 ≥ 35 ≥ t2 ≥ 35 grubość ścianki rury do spawania ręcznego t 0,5t ÷ 2t grubość ścianki rury do spawania zmechanizowanego lub automatycznego t t ± 0,2t zewnętrzna średnica rury da ≥ da następujących zmiennych powoduje ponowne kwalifikowanie technologii spawania: – metody (metod) spawania użytej podczas wykonywania złącza próbnego, – typu złącza, – pozycji spawania, – rodzaju i biegunowości prądu spawania, – rodzaju otuliny elektrody, – średnicy materiału dodatkowego do spawania, – rodzaju gazu osłonowego wg en 439 [20]. zakres kwalifikacji dla wielkości geometrycznych przedstawiono w tablicy iii. w przypadku doprowadzenia ciepła wytyczne obowiązują tylko wtedy, kiedy wymagana jest jego kontrola. może tak być np. gdy stawia, się określone wymagania dla twardości po procesie spawania. w takim przypadku stosuje się dolną granicę ilości doprowadzonego ciepła lub przyjmuje, że ilość ciepła może być o 25% większa niż stosowana podczas wykonywania złącza próbnego. wtedy stosowanie podgrzewania wstępnego dotyczy dolnej granicy temperatury podgrzewania. inaczej jest, gdy w procesie spawania rury z płytą sitową należy uwzględnić temperaturę międzyściegową. w tym przypadku kwalifikowanie dotyczy górnej granicy temperatury międzyściegowej uzyskanej podczas wykonywania złącza próbnego. dla obróbki cieplnej kryteria zatwierdzenia technologii spawania są następujące: badanie technologii z obróbką cieplną nie kwalifikuje technologii bez obróbki cieplnej i odwrotnie. algorytm postępowania przy kwalifikowaniu technologii spawania wymagania związane z kwalifikowaniem technologii spawania połączenia płyty sitowej z rurami wynikają najczęściej ze specyfikacji technicznej, ale rys. 7. algorytm postępowania w przypadku kwalifikowania technologii spawania wg pn-en iso 15614-8 fig. 7. scheme of qualification of welding procedures according to pn-en iso 15614-8 mogą również być narzucone przez zleceniodawcę. po dokładnej analizie dokumentacji technicznej i stwierdzeniu, że wymagana jest zatwierdzona technologia spawania (np. przez jednostkę certyfikującą), należy określić wszystkie zmienne zasadnicze mające wpływ na zakres uznania. przed procesem certyfikacji należy zwrócić szczególną uwagę na: – grupę materiałową dla płyty sitowej oraz rur (zgodność pomiędzy spawanymi materiałami), – wielkości geometryczne płyty sitowej oraz rur (grubość, średnica), – układ (podziałkę) spawanych rur (trójkątny, kwadratowy), – metodę spawania z uwzględnieniem jej modyfikacji przez zautomatyzowanie lub zrobotyzowanie, – pozycję spawania płyty sitowej, – rodzaj złącza oraz spoiny, 32 przegląd spawalnictwa 2/2012 tablica iv. parametry spawania złączy próbnych table iv. parameters of welding of test joints kształt połączenia kolejność spawania ścieg proces wymiar spoiwa mm natężenie prądu spawania a napięcie łuku v rodzaj prądu/ biegunowość prędkość podawania drutu m/min długość ściegu / prędkość przesuwu mm/s ilość wprowadzonego ciepła kj/mm 1 141 -65÷85 9÷10 dc (–) -2,0 0,18÷0,26 t1 = 1,5 mm; d = 12,0 mm; t2 = 10,0 mm – zabiegi technologiczne towarzyszące procesowi spawania, np. podgrzewanie wstępne, obróbka cieplna po spawaniu, pomiar temperatury międzyściegowej itp., – zastosowanie materiału dodatkowego do spawania, – pozostałe zmienne wynikające np. z warunków spawania, zwykle kwalifikowanie technologii spawania wykonuje się pod nadzorem jednostki certyfikującej, ponieważ tak uznana technologia spawania powinna być honorowana przez inne jednostki certyfikujące. w tym celu należy skontaktować się z wybraną organizacją przeprowadzającą certyfikację i w zależności od wymagań złożyć odpowiedni wniosek. złącza egzaminacyjne, przygotowane zgodnie z wytycznymi omawianej normy, wykonywane są na podstawie wstępnej instrukcji technologicznej spawania pwps. dokument ten tworzony jest na podstawie zapisów z prób spawania lub nabytego doświadczenia. po wykonaniu złączy egzaminacyjnych oraz ich pozytywnej weryfikacji przez inspektora przekazywane są one do laboratorium. jeżeli złącze egzaminacyjne nie spełnia wymagań stawianych przez normę, co jest weryfikowane przez inspektora jednostki certyfikującej, należy wykonać ponownie próbki. w przypadku pozytywnych wyników badań komplet dokumentów w formie protokołów należy dostarczyć do jednostki certyfikującej, która na ich podstawie sporządza protokół z zatwierdzonej technologii spawania wpqr. na podstawie takiego dokumentu umożna opracować instrukcję technologiczną spawania wps, a następnie zgodnie z odpowiednimi procedurami przekazać ją do produkcji. w przypadku tworzenia wps należy pamiętać, że zawarte w nim istotne zmienne muszą być zgodne ze zmiennymi umieszczonymi w wpqr. w przeciwnym przypadku taki dokument może nie być zaakceptowany. na rysunku 7 przedstawiono algorytm postępowania w przypadku zatwierdzania technologii spawania wg pn-en iso 15614-8. przykład kwalifikowania technologii spawania płyt sitowych z rurami wymiennika przed przystąpieniem do kwalifikowania technologii spawania zgodnie z wymaganiami normy pn-en iso 15614-8 określono zmienne, które wpływają na przebieg procesu łączenia rur z płytą sitową. zaliczono do nich: – gatunki materiału podstawowego: – płyta sitowa: stal p355nh; grupa materiałowa wg cr iso 15608: 1.2, – rury: austenityczna stal odporna na korozję 1.4404 (316l); grupa materiałowa wg cr iso 15608: 8.1; – metodę spawania: tig (141) bez materiału dodatkowego; – pozycję spawania: pa; – rodzaj złącza oraz spoiny: spoina czołowa, brzegowa (bw), – rodzaj spawania: ręczne; – wymiary geometryczne rur: ø 12 mm, t = 1,5 mm, – wymiary geometryczne płyty sitowej: t = 10 mm, – układ rur (podziałka): trójkątny, – zastosowane gazy osłonowe: i1 (100% ar) wg pn-en iso 14175 [22]. w kolejnym etapie przeprowadzono próby technologiczne spawania płyty sitowej z rurami z uwzględnieniem wytypowanych zmiennych istotnych. ustalono warunki przygotowania złącza przed spawaniem oraz prądowe parametry spawania. na podstawie zapisów z prób wykonano wstępną instrukcję technologiczną spawania pwps, którą wykorzystano do spawania celowych próbek w obecności inspektora jednostki certyfikującej. w tablicy iv przedstawiono geometrię elementów przed spawaniem, kolejność spawania oraz zastosowane parametry spawania. na rysunku 8 pokazano próbkę z rurami sczepionymi z płytą sitową, a na rysunku 9 wykonane złącze próbne. 33przegląd spawalnictwa 2/2012 rys. 10. złącze próbne po wykonaniu badań penetracyjnych. brak wskazań świadczących o występowaniu niezgodności spawalniczych fig. 10. test joint after penetration inspection. no mismatches are shown rys. 8. złącze próbne z układem trójkątnym rur, przygotowane do kwalifikowania technologii spawania zgodnie z wytycznymi normy pn-en iso 15614-8 fig. 8. test joint with tube ends in triangular pitch prepared for qualification of welding procedure acc. to pn-en iso 15614-8 standard rys. 9. złącze próbne z układem trójkątnym rur, wykonane zgodnie z wytycznymi podanymi w tablicy iv fig. 9. test joint with tube ends in triangular pitch welded acc. to parameters given in table iv zakres i wyniki badań złączy próbnych na podstawie wytycznych zawartych w normie pn-en iso 15614-8 oraz analizy specyfikacji technicznej dotyczącej projektowania określono następujący zakres badań: – wizualne (vt), – penetracyjne (pt), – radiograficzne (rt), – makroskopowe. badania wizualne badania wizualne przeprowadzono zgodnie z wymaganiami normy pn-en 970 [22]. badaniu poddano 100% spoiny i swc. wymagany poziom jakości ustalono na podstawie tablicy i zamieszczonej w pkt. 7.2.2 normy pn-en iso 15614-8. badania wykonano bezpośrednio przy użyciu standardowego oprzyrządowania. na ich podstawie nie stwierdzono występowania niezgodności spawalniczych, co pozwoliło na przekazanie wykonanej próbki do dalszych badań. poziom akceptacji określono jako zgodny z tablicą i zamieszczoną w pkt. 7.2.2 omawianej normy. badania penetracyjne badania penetracyjne wykonano zgodnie z wymaganiami normy en 571-1 [23]. badaniu poddano 100% wykonanych złączy spawanych. system preparatów do badań penetracyjnych był zgodny z en 571-iicd-2. nie stwierdzono żadnych wskazań świadczących o występowaniu niezgodności spawalniczych. złącze po badaniach penetracyjnych przedstawiono na rysunku 10. w przypadku badań penetracyjnych tego rodzaju złącza należy zwrócić szczególną uwagę na bardzo dokładne oczyszczenie wnętrza rur z penetrantu. nieodpowiednie oczyszczenie może być przyczyną nieprawidłowych wskazań. zaleca się konsultacje z inspektorem jednostki certyfikującej w celu ustalenia algorytmu przeprowadzania procedury, który musi być zgodny z wymaganiami normy en 571-1. badania radiograficzne badania radiograficzne wykonano zgodnie z pn-en 1435 [24]. badano złącza spawane określone normą pn-en iso 15614-8, co wynika z tego, że żadne połączenie nie wymaga próby wyciskania. 34 przegląd spawalnictwa 2/2012 rys. 12. przekrój poprzeczny sąsiadujących krawędzi rury ø12×1,5 mm z płytą sitową, trawienie ma11fe fig. 12. cross section of tube to tube-plate test joint (4 tubes ø12×1,5 mm), etching ma11fe podsumowanie wykonane badania pozwoliły na zakwalifikowanie technologii spawania rur z płytą sitową dla popłaczenia materiałowego: stal austenityczna odporna na korozję ze stalą niestopową. pozwoliło to na uzyskanie protokołu z zatwierdzonej technologii spawania wpqr oraz wykonanie na jego podstawie instrukcji technologicznej spawania (wps). proces został poprzedzony analizą zmiennych wpływających na proces spawania rur z płytami sitowymi, co umożliwiło dobór odpowiedniej geometrii złącza przed spawaniem oraz parametrów spawania. zaproponowana technologia spawania została zakwalifikowana przez jednostkę certyfikującą. w przypadku zatwierdzania technologii spawania rur z płytami sitowymi należy zwrócić szczególną uwagę na układ rur (podziałkę) stosowanych w wymienniku ciepła oraz najmniejszą możliwą odległość pomiędzy zewnętrznymi krawędziami rur. wpływa to na zakres uznanej technologii spawania. w rozważanym przykładzie zakres uznania jest następujący: – metoda spawania: 141, – rodzaj złączy i spoiny: spawanie rur z płytą sitową, – grupy materiałowe: a) płyta sitowa: podgrupy 1.1, 1.2, b) rura: podgrupa 8.1, – grubość materiału: a) płyta sitowa: ≥ 10 mm: b) grubość ścianki rury: 0,75÷3 mm, – średnica zewnętrzna rury: da ≥ 12 mm, – odstęp: maks. 0,5 mm, – rodzaj prądu i biegunowość: dc (-), – pozycja spawania: pa, – minimalny odstęp między dwoma rurami: dl ≥ 3 mm. w przypadku wykonywania tego rodzaju złączy należy zwrócić szczególną uwagę na stan powierzchni płyty sitowej oraz rur. musi być ona wolna od zanieczyszczeń. nieprzestrzeganie tego standardowego zabiegu powoduje tworzenie się w spoinie niezgodności spawalniczych, np. pęcherzy gazowych, które dyskwalifikują złącze. jednocześnie koncentracja gazów w miejscu spawania utrudnia proces spawania (wypychanie jeziorka ciekłego metalu). taka sytuacja może być związana z poprzedzającym proces spawania rozwalcowaniem rur, podczas którego używa się środków smarujących. rys. 11. przekrój poprzeczny złącza spawanego rury ø 12×1,5 mm z płytą sitową (4 rury), trawienie ma11fe fig. 11. cross section of tubes to tube-plate test joints (4 tubes ø12×1,5 mm), etching ma11fe poziom akceptacji ustalono zgodnie z wymaganiami zawartymi w tablicy ii zamieszczonej w pkt. 7.2.4 normy pn-en iso 15614-8. na podstawie analizy radiogramów nie stwierdzono występowania niezgodności spawalniczych. badania makroskopowe badania makroskopowe wykonano na podstawie wytycznych normy pn-en 1321:2000 [25]. na rysunkach 11 i 12 przedstawiono makrostrukturę złącza spawanego. nie stwierdzono obecności niezgodności spawalniczych w przekroju poprzecznym złączy. spoiny były symetryczne z łagodnie przechodzącym w materiał rodzimy licem. spoiny sczepne zostały poprawnie przetopione, a w miejscu ich występowania nie stwierdzono niezgodności spawalniczych. 35przegląd spawalnictwa 2/2012 literatura [1] pn-en iso 15614-8:2005. specyfikacja i kwalifikowanie technologii spawania metali. badanie technologii spawania. część 8: spawanie rur z płytami sitowymi. [2] rogalski g., łabanowski j.: kwalifikowanie technologii spawania zgodnie z wytycznymi normy pn-en iso 15613 na przykładzie wytwarzania rur stosowanych w płaszczowo-rurowych wymiennikach ciepła. biuletyn instytutu spawalnictwa 5/2011. [2] świerczyńska a., rogalski g., fydrych d.: badania właściwości i struktury spawanych austenitycznych rur wymienników ciepła. przegląd spawalnictwa 6/2010. [4] www.secespol.pl [5] hobler t.: ruch ciepła i wymienniki. wydanie v zmien. i uakt. wnt warszawa 1979. [6] asme sec. viii div. i: 2010 asme boiler and pressure vessel code, section viii, division 1: rules for construction of pressure vessels. [7] pn-en 13445-3:2009: nieogrzewane płomieniem zbiorniki ciśnieniowe. część 3. projektowanie (oryg.). [8] asme sec. ix:2010 asme boiler and pressure vessel code, section ix: welding and brazing qualifications. [9] pn-en iso 15609-1:2007. specyfikacja i kwalifikowanie technologii spawania metali. instrukcja technologiczna spawania. część 1. spawanie łukowe. [10] en 287-1 (pren iso 9606-1): spawalnictwo. egzaminowanie spawaczy. stale. [11] en 287-2: spawalnictwo. egzaminowanie spawaczy. aluminium i stopy aluminium. [12] pn-en iso 9606-3:2001. egzaminowanie spawaczy. część 3. miedź i stopy miedzi. [13] pn-en iso 9606-4:2001. egzaminowanie spawaczy. część 4. nikiel i stopy niklu. [14] pn-en iso 9606-5:2002. egzaminowanie spawaczy. część 5. tytan i stopy tytanu, cyrkon i stopy cyrkonu. [15] pn-en 1418:2000. personel spawalniczy. egzaminowanie operatorów urządzeń spawalniczych oraz nastawiaczy zgrzewania oporowego dla w pełni zmechanizowanego i automatycznego spajania metali. [16] pn-en 29692:1997. spawanie łukowe elektrodami otulonymi, spawanie łukowe w osłonach gazowych i spawanie gazowe. przygotowanie brzegów do spawania stali. [17] pn-en 1708-1:2010. spawanie. podstawowe rozwiązania stalowych połączeń spawanych. część 1. [18] cr iso 15608:2002. spawanie. wytyczne systemu podziału materiałów metalowych na grupy. [19] pn-en iso 15614-1:2008. specyfikacja i kwalifikowanie technologii spawania metali. badanie technologii spawania. część 1: spawanie łukowe i gazowe stali oraz spawanie łukowe niklu i stopów niklu. [20] pn-en 439:1999. materiały dodatkowe do spawania. gazy i mieszaniny gazów do spawania i procesów pokrewnych. [21] pn-en iso 14175:2009. materiały dodatkowe do spawania. gazy i mieszaniny gazów do spawania i procesów pokrewnych. [22] pn-en 970:1999. spawalnictwo. badania nieniszczące złączy spawanych. badania wizualne. [23] pn-en 571-1:1999. badania nieniszczące. badania penetracyjne. zasady ogólne. [24] pn-en 1435:2001 badania nieniszczące złączy spawanych. badania radiograficzne złączy spawanych. [25] pn-en 1321:2000. spawalnictwo. badania niszczące metalowych złączy spawanych. badania makroskopowe i mikroskopowe złączy spawanych. 200701_pspaw przegląd spawalnictwa 1/200714 streszczenie scharakteryzowano mechanizmy powstawania pęknięć krystalizacyjnych w spoinach oraz w strefi e wpływu ciepła, różnych stopów i podano możliwe sposoby ich ograniczenia. abstract mechanisms of crystallizing fracture formation in the joints and in the heat-affected zones in the case of various of alloys were characterised, and feasible methods were given to keep them within limits. pęknięcia krystalizacyjne w spoinie charakterystyczną cechą pęknięć krystalizacyjnych jest ich usytuowanie wewnątrz spoiny najczęściej w osi (rys. 1). w procesie spawania krystalizujący metal spoiny znajduje się pod wpływem naprężeń rozciągających. naprężenia te powstają w wyniku nieswobodnego skurczu spoiny i stygnięcia nierównomiernie nagrzanego materiału spawanego. pod wpływem tych naprężeń metal spoiny odkształca się, a przy niedostatecznej zdolności do odkształceń – pęka. pękanie spoin w procesie krzepnięcia uwarunkowane jest składem chemicznym metalu spoiny i zakresem temperatur krzepnięcia oraz warunkami i charakterem procesu krystalizacji. ponadto istotny jest stopień rozwoju wewnątrzkrystalicznej niejednorodności, a także konstrukcją i sztywnością połączenia spawanego. proces pękania w czasie krzepnięcia przebiega w tzw. zakresie kruchości wysokotemperaturowej (zkw), który jest ograniczony od góry tzw. temperaturą wytrzymałości zerowej (nil strength temperature, nst), to znaczy najniższą temperaturą, przy której materiał ulega zerwaniu przy zerowym poziomie naprężeń. natomiast od dołu temperaturą powrotu ciągliwości (ductility recovery temperature, drt), położenie tych temperatur ilustruje rysunek 2. na rysunku tym zaznaczono również temperaturę ciągliwości zerowej (nil ductility temperature, ndt), czyli temperaturę, przy której podczas nagrzewania materiał pęka z przewężeniem równym zero. w procesie krystalizacji po ochłodzeniu do temperatury nst ziarna zaczynają się ze sobą stykać tworząc „mostki” (rys. 3). utrudniona zostaje wówczas swobodna cyrkulacja cieczy odpowiedzialna za plastyczność stopu. poniżej temperatury nst metal spoiny ma już pewną wytrzymałość mechaniczną, jednak granice styków krystalitów nie są jeszcze zdolne do przenoszenia odkształceń plastycznych. temperaturę, w której to występuje nazywamy górną granicą zkw. odkształcenia skurczowe mogą więc doprowadzić do pękanie spoin w procesie krzepnięcia fracture of joints during solidification process emund tasak aneta ziewiec powstawania mikropęknięć (mikroszczelin) po granicach krystalitów, na których proces krystalizacji jeszcze nie zakończył się. powstałe pęknięcia (szczeliny) nie są usuwane w wyniku dopływu ciekłego metalu, przez tzw. ”samozaleczenie”, gdyż postępujący proces krystalizacji zamyka jego dopływ. w procesie dalszego chłodzenia krzepną warstwy międzydendrytyczne, a ich wytrzymałość osiąga poziom umożliwiający przejęcie przez kryształy odkształceń plastycznych. od tego momentu odkształcenie metalu zachodzi na drodze transkrystalicznych poślizgów, a zerwana próbka ma już określone wydłużenie (przewężenie) większe od zera. temperaturę, w której to zachodzi nazywa się temperaturą drt lub dolną granicą zkw. prof. dr hab. edmund tasak, dr inż. aneta ziewiec – agh, karaków rys. 1. pęknięcie krystalizacyjne w spoinie: a) – stali niestopowej, b) stali austenitycznej rys. 2. schemat zmian plastyczności stopu podczas nagrzewania i chłodzenia oraz lokalizacja: temperatury ciągliwości zerowej (ndt), temperatury zerowej wytrzymałości (nst) i temperatury powrotu ciągliwości przy chłodzeniu (drt) rys. 3. charakterystyczne miejsca styku dendrytów – „mostki” (m) na powierzchni pęknięcia gorącego w spoinie stali a) st3s, b) 18g2a. istotnym czynnikiem wpływającym na skłonność do pękania krystalizacyjnego jest charakter struktury powstającej w czasie krzepnięcia. wpływ charakteru krystalizacji na zapas plastyczności stopu, a tym samym skłonność do pęknięć krystalizacyjnych ilustruje rysunek 4 przegląd spawalnictwa 1/2007 15 istotnym czynnikiem wpływającym na skłonność do pękania krystalizacyjnego jest charakter struktury powstającej w czasie krzepnięcia. wpływ charakteru krystalizacji na zapas plastyczności stopu, a tym samym skłonność do pęknięć krystalizacyjnych ilustruje rysunek 4. z przedstawionego schematu wynika, że najwię kszą skłonność do pękania posiadają spoiny, w których w czasie krzepnięcia powstaje struktura komórkowa. pękaniu tych spoin sprzyjają stosunkowo gładkie powierzchnie granic komórek, na których występuje silna segregacja niskotopliwych składników. przy krzepnięciu komórkowodendrytycznym powierzchnia właściwa granic krystalitów jest większa, a zatem stężenie niskotopliwych faz na jednostkę powierzchni mniejsze i mniejsza skłonność do pękania. ponadto podczas wzrostu, dendryty komórkowe wzajemnie „zazębiają” się bocznymi gałęziami, przez co spoina uzyskuje dodatkowy wzrost wytrzymałości i obniżenie skłonności do pękania. przy płaskim froncie krzepnięcia występującym przeważnie w czystych metalach, nie ma segregacji a zatem odporność tych spoin na pękanie krystalizacyjne jest duża. austenityczne stale chromowo-niklowe mają w porównaniu ze stalami ferrytycznymi znacznie wyższy współczynnik rozszerzalności cieplnej a jednocześnie niższy współczynnik przewodnictwa cieplnego. średni współczynnik rozszerzalności cieplnej dla stali ferrytycznych wynosi ok. 12 · 10-6 1/k, natomiast stali austenitycznych 18 · 10-6 1/k. w związku z tym występują znaczne odkształcenia cienkościennych połączeń spawanych względnie duże naprężenia spawalnicze w połączeniach grubościennych, znacznie wyższe aniżeli w stalach niestopowych. w połączeniach grubościennych istnieje zatem niebezpieczeństwo wystąpienia pęknięć w czasie krzepnięcia spoiny (pęknięcia krystalizacyjne) jak i w czasie ponownego nagrzewania materiału podstawowego i spoiny (pęknięcia segregacyjne). schemat uzyskiwania peknięć w złączu spawanym przedstawia rysunek 5. skłonność austenitycznych stali chromowo-niklowych do pękania na gorąco uzależniona jest w dużym stopniu od jej składu chemicznego, a tym samym od sposobu i charakteru krzepnięrys. 4. wpływ charakteru krystalizacji na plastyczność stopu (wielkość dopuszczalnych odkształceń) rys. 5. miejsca usytuowania pęknięć w złączach spawanych stali austenitycznych cr-ni cia oraz rodzaju pierwotnie krzepnącej fazy (austenit czy ferryt). w zależności od rodzaju krystalizującej pierwotnej fazy, segregujące domieszki mogą skutecznie zwiększać skłonność do pękania. spoiny austenityczne krzepnące z pierwotnie wydzielonym austenitem są bardziej skłonne do pęknięć niż spoiny krzepnące pierwotnie jako ferrytyczne lub ferrtyczno-austenityczne. jest to związane z tym, że zanieczyszczenia takie jak s, p, si, sn, sb, itd. znacznie rozszerzające zakres temperatur krzepnięcia, mogą w czasie pierwotnej krystalizacji ferrytycznej z uwagi na większą rozpuszczalność w ferrycie łatwiej się w nim rozpuszczać i tym samym zmniejszać stężenie domieszki na granicach ziaren. wśród składników stopowych i towarzyszących: nikiel, tantal, krzem, tytan i niob – zwiększają skłonność do pękania, natomiast chrom, wolfram, molibden, mangan i azot zmniejszają. składniki dodatkowe i zanieczyszczenia: cyrkon, bor, siarka i fosfor zwiększają skłonność do pękania. szkodliwość i segregacja niektórych składników można wyjaśnić następująco: na skutek segregacji składników w końcowym etapie krzepnięcia powstaje ciekła błonka międzydendrytyczna o niskiej temperaturze topnienia, która pozbawia strukturę spójności, w momencie t.j. gdy zaczynają występować naprężenia spowodowane skurczem. w ten sposób można wyjaśnić wpływ fosforu, boru oraz siarki, które tworzą złożone eutektyki o niskiej temperaturze topnienia, szczególnie z niklem. odnosi się to również do niobu, który tworzy złożone eutektyki z węglem, azotem, krzemem, żelazem oraz manganem. niekorzystny wpływ krzemu na skłonność do pękania austenitu chromowo-niklowego można wyjaśnić następująco. w pierwszym okresie krzepnięcia metal spoiny zawierającej np. 18% cr i 8% ni krzepnie tworząc kryształy ferrytu δ bogatego w chrom oraz krzem. tym samym pozostała ciecz ubożeje w te składniki a wzbogaca się w nikiel. w miarę spadku temperatury tworzą się kryształy austenitu bogate w nikiel. następnie kryształy ferrytu δ wzbogacone w krzem przemieniają się w austenit, który wykazuje dużą skłonność do tworzenia pęknięć. stwierdzono również, że w temperaturze krzepnięcia krzem tworzy z żużlem niskotopliwe związki wydzielające się na granicach ziaren, obniżając tym samym wytrzymałość metalu w wysokich temperaturach. sposoby ograniczenia skłonności do pękania krystalizacyjnego spoin istotnym czynnikiem wpływającym na skłonność do pękania gorącego spoin jest stopień wymieszania. na rysunku 6 pokazano rys. 6. orientacyjne stopnie rozcieńczenia spoiwa przy przy różnym sposobie przygotowania krawędzi i rodzaju spawania. przegląd spawalnictwa 1/200716 optymalizacja kształtu spoiny o wielkości naprężeń spawalniczych decyduje również kształt ułożonego ściegu. spoina krzepnąc kurczy się i ostatni ścieg w zależności od sposobu układania może być wklęsły lub wypukły. na rysunku pokazano że przy ściegu wypukłym naprężenia się rozkładają i redukują, a tendencja do zainicjowania pęknięcia na powierzchni zewnętrznej zmniejsza się. jednakże wypukły ścieg może powodować powstanie podtopień, przez co obniża się wytrzymałość zmęczeniowa oraz odporność na pękanie wodorowe od brzegu spoiny. przy spawaniu wielowarstwowym pęknięcie może być zainicjowane na powierzchni ostatniego ściegu, jeśli ściegi są zbyt szerokie i wklęsłe (rys. 10). ściegi wypukłe obniżają skłonność do pękania krystalizacyjnego, zwiększają jednak możliwość powstania niezgodności spawalniczych w postaci zażużleń przy brzegu spoiny, spowodowanych trudnościami z dokładnym usunięciem żużla. pęknięcia segregacyjne w swc występowanie pęknięć na gorąco w strefi e wpływu ciepła stali niskowęglowych i stopowych obserwuje się przede wszystkim w strukturze obszaru leżącego w bezpośrednim sąsiedztwie spoiny, tj. w obszarze częściowego stopienia oraz w obszarze przegrzania (rys. 11, 12). mają one charakter pęknięć międzykrystalicznych usytuowanych najczęściej prostopadle do kierunku działania naprężeń cieplnych. pęknięcia segregacyjne mają z reguły przebieg dwustopniowy. jak rodzaj złącza i sposób ukosowania wpływa na rozcieńczenie spoiwa, a zatem na skłonność do pękania. ma to szczególne znaczenie przy spawaniu stali austenitycznych spoiwami na bazie niklu. na rysunku 7 przedstawiono przykład jak stopień wymieszania stopiwa przy spawaniu stali austenitycznej zawierającej 6%mo elektrodą rys. 7. wpływ stopnia wymieszania stopiwa na skłonność do pęknięć gorących (schemat) [1] el-nicr20mo9nb wpływa na skłonność spoin do pękania na gorąco. z danych przedstawionych na rysunku widać, że podwyższenie zawartości niklu w stopiwie od 30 do 45% i stopień wymieszania ponad 35% podwyższają skłonność do pękania. zgodnie z tym, przygotowanie brzegów elementów spawanych, jak też technologia spawania powinny być tak dobrane, aby nie przekroczyć maksymalnego wynoszącego 35% stopnia wymieszania. zawartość niklu w przedziale 30±45% oddziałuje bardzo niekorzystnie na odporność stopiwa na pęknięcia gorące. sposobem zabezpieczenia w spoinie wystarczającej ilości czystego stopiwa na bazie niklu jest odpowiednie przygotowanie rowka do spawania z odstępem 2±3 mm i kątem ukosowania powyżej 70o. do oceny skłonności spoiny do pęknięć gorących krystalizacyjnych podczas spawania materiałów różnorodnych, można wykorzystać wykres schaeffl era (rys. 8). zakładając, że stale st3s i 1h18n9t w równym stopniu przechodzą do spoiny (w stosunku 1:1) łączymy ten punkt z punktem określającym skład elektrody. jeśli w spoinie udział materiałów rodzimych będzie 20%, punkt odpowiadający 20% udziałowi materiału rodzimego określa nam strukturę otrzymanej spoiny. w tym przypadku struktura spoiny będzie austenityczno-ferrytyczna z 16% udziałem ferrytu, a zatem znajdzie się w obszarze wykresu, w którym struktury spoin nie wykazują skłonności do pęknięć gorących ani nie są kruche w wyniku wydzielania fazy σ. rys. 8. sposób określania składu i struktury spoiny rys. 9. wpływ kształtu jeziorka spawalniczego na stan naprężeń w środowej części powierzchni lica spoiny rys. 10. wpływ kształtu jeziorka spawalniczego na pękanie krystalizacyjne przy spawaniu wielościegowym: a – ściegi wklęsłe, b – ściegi wklęsłe i głęboki przetop, c – małe wtopienie i ściegi lekko wypukłe rys. 11. makrostruktura spoiny wykonanej łukiem krytym z widocznym pęknięciem segregacyjnym rozwijającym w pobliżu linii wtopienia (w strefi e wpływu ciepła i w spoinie) przegląd spawalnictwa 1/2007 17 rys. 12. pęknięcia segregacyjne w swc w pobliżu linii wtopienia: a) stal maraging; b) stal st3sj rys. 13. równowagowe nadtapianie się węglików tytanu oraz związków międzymetalicznych i wtrąceń niemetalicznych w swc; a – w stali austenitycznej żaroodpornej, b – w stali maraging. nadtopione obszary wokół cząstek zaznaczono strzałkami pierwszy stopień określony jako początek tworzenia się pęknięć jest wywołany obecnością ciekłych warstw na granicach ziaren, na których znajdowały się wtrącenia niemetaliczne np. siarczki, węgliki lub fazy międzymetaliczne (rys. 13). pojawienie się fazy ciekłej jest wynikiem procesu równowagowego nadtapiania się tych związków a jak wiadomo płynne warstewki cieczy działają osłabiająco, gdyż nie przenoszą odkształcenia plastycznego spowodowanego działaniem naprężeń rozciągających. schemat mechanizmu równowagowego nadtapiania pokazano na rysunku 14 i dotyczy on nadtapiania się poniżej temperatury solidus stopów o składzie c1 zawierających cząstki axby, kolejne etapy tworzenia się cieczy na cząstkach związku axby. w temperaturze t1 skład fazy α (osnowy) jest cx. kiedy stop c1 jest nagrzewany bardzo powoli powyżej temperatury solvus tv, związek axby rozpuszcza się całkowicie fazie α i powstaje jednorodny roztwór fazy α o stężeniu c1. kiedy stop c1 podczas spawania jest poddany szybkiemu nagrzewaniu do temperatury powyżej tv, np. t2 związek axby zaczyna się rozpuszczać i faza α w kontakcie ze związkiem axby osiąga skład c2. związek nie zdąży się jednak rozpuścić i może istnieć w temperaturze wyższej niż te. zatem w temperaturze te współistnieją faza α oraz pozostałości związku axby. w wyniku reakcji axby z otaczającą fazą α (rozpuszczanie związku axby w osnowie α) w strefi e wpływu ciepła na powierzchni rozdziału faza α – związek axby tworzy się ciekła eutektyka o składzie ce. przy nagrzewaniu powyżej te zachodzi w dalszym ciągu rozpuszczanie się axby w osnowie i tworzenie większej ilości fazy ciekłej. w temperaturze t3 będą zatem współistniały faza α o składzie c3 i faza ciekła o składzie c4. przykładem tworzenia się w swc fazy ciekłej poniżej temperatury solidus, czyli w pewnej odległości od linii wtopienia może być nadtapianie się fazy al2cu w stopie al-cu (rys. 15), al2cumg w stopie al-cu-mg (stopy serii 2000), mg2si w stopie al-mg-si (seria 6000), zn2mg w stopie al-zn-mg (seria 7000), siarczków tytanu w stali maraging zawierającej 18%ni, nbc lub fazy ni2nb w stopie inconel 718 i 625, węglików w super stopach na osnowie ni, w stalach nierdzewnych itp. mikrostruktura na rysunku 13 przedstawia przykład tworzenia się poniżej temperatury solidus, cieczy wokół cząstek wydzieleń w swc stali austenitycznej żaroodpornej i stali maraging. jeśli faza ciekła występuje na granicach ziaren i ma mały kąt zwilżania z osnową, następuje jej rozpływanie po granicach ziaren. sprzyjają temu naprężenia, jakie występują w swc. rozpływanie się ciekłych faz po granicach ziaren jest szczególnie wyraźne w stali maraging czy stopach na osnowie niklu. powstałe pęknięcia w wyniku skurczu rozwijają się w kierunku spoiny (rys. 16, 17). mechanizm tworzenia pęknięć segregacyjnych na przykładzie nadtapiania siarczków przedstawiono schematycznie na rysunku 18. rys. 14. równowagowe nadtapianie się związku międzymetalicznego axby w swc: a) – układ podwójny stopu, b) – stopniowe rozpuszczanie się axby w różnych temperaturach i tworzenie cieczy rys. 15. mikrostruktura strefy wpływu ciepła w stopie al-4,5cu; a) – nadtapianie się fazy al2cu i przy krzepnięciu powstawanie eutektyki (α+al2cu), b) – powstawanie pęknięć w obszarach występowania cienkiej błonki eutektyki rys. 16. powstawanie ciekłej fazy w pasmach segregacji związków międzymetalicznych w wyniku równowagowego (kontaktowego) nadtapiania oraz tworzenie mikropęknięć w czasie krzepnięcia i skurczu. stal maraging rys. 17. pękanie stali austenitycznej w paśmie segregacji w swc i rozwijanie się pęknięcia do spoiny rys. 18. mechanizm tworzenia się pęknięć segregacyjnych w wyniku równowagowego nadtapiania siarczków w strefi e częściowego stopienia (scs): a – siarczek mns przed spawaniem, b – rów-nowagowe nadtapianie się siarczków w strefi e częściowego stopienia, c – krzepnięcie spoiny z pozostawieniem na granicach krystalitów cieczy bogatej w domieszkę, d – tworzenie pęknięć w wyniku działania naprężeń skurczowych i krystalizacja siarczków w postaci eutektycznej, a – obszar ujednorodnienia siarki przegląd spawalnictwa 1/200718 li te ra tu ra [1] schabereiter h i inni: możliwości unikania wad spowodowanych czynnikami metalurgicznymi przy spawaniu stali nierdzewnych, materiały seminarium instytutu spawalnictwa nt. „spawanie nowoczesnych gatunków stali”, czerwiec 1995. [2] dupont j. n., banovic s. w., marder a. r.: evolution and weldability of dissimilar welds between a super austenitic stainless steel and nickel-based alloys weld. j. 82,2003. [3] kou s.: welding metallurgy wyd. wiley interscience, wyd. 2. 2003 [4] yang y. p., dong p., zhang j., tian x.: weld. j. 79, 2000. [5] pchennikov a., streitenberger m., herold h.: kształtowanie i montaż dla jednostronnego spawania dużych elementów bez pęknięć krystalizacyjnych, biuletyn instytutu spawalnictwa nr 6/2003. siarczki, które znalazły się w swc ulegają w wyniku równowagowego nadtopienia stopieniu z utworzeniem warstewki cieczy (rys. 18b). część cieczy bogatej w siarkę jest usytuowana na granicach ziaren w strefi e częściowego stopienia, natomiast część cieczy znajdzie się w spoinie. przy linii stopienia ciecz bogata w siarkę nie zostaje wymieszana z metalem spoiny z uwagi na istnienie w pobliżu linii stopienia warstwy nieruchomej (tzw. warstwy nernsta). w czasie chłodzenia krystalizują najpierw obszary o wyższej temperaturze krzepnięcia (uboższe w domieszkę), a więc sąsiadujące z cieczą bogatą w siarkę (rys. 18c). ciecz zostaje więc zamknięta na granicach ziaren. już sam proces krzepnięcia zamkniętych objętości cieczy może spowodować powstanie porów skurczowych i nieciągłości. jednakże w obszarach, w których występują załamania linii wtopienia z uwagi na zwiększone odkształcenia, granice ziaren pokryte warstewką cieczy nie mogą przenieść odkształceń i następuje pękanie (rys. 18d). powierzchnie pęknięć i sąsiadujące z nimi granice ziaren są więc pokryte eutektykami siarczkowymi. przykład nadtapiania się siarczków manganu i tworzenia eutektyk na granicach ziaren potwierdzający przedstawiony mechanizm pękania pokazano na rysunku 19. powstałe w wysokich temperaturach pęknięcia w czasie chłodzenia mogą dalej rozprzestrzeniać się. w początkowym okresie pęknięcia mają przebieg międzykrystaliczny. dalsze chłodzenie i przemiany fazowe mogą powiększyć mikropęknięcia do wielkości makropęknięć. rozwój pęknięć może przyspieszyć dyfundujący wodór. stwierdzono, że wrażliwość stopu do pęknięć krystalizacyjnych zależy od zakresu temperatur krystalizacji oraz od ilości i rozmieszczenia cieczy bogatej w domieszkę. większy zakres temperatur krzepnięcia zwiększa rozmiar obszaru stało ciekłego wrażliwego na pękanie, które zarówno ciągnie się za jeziorkiem spawalniczym jak i występuje w strefi e częściowego stopienia. stopy niklu typu inconel 625 podlegają trzystopniowej krystalizacji [2, 3]. najpierw w temperaturze likwidus 1368oc z cieczy l wydziela się austenit (l→γ), potem w temperaturze ok.1350oc rozpoczyna się wydzielanie eutektyki węglikowej l → γ(γ+nbc), a w temperaturze 1152oc krystalizacja kończy się utworzeniem eutektyki l → γ(γ+faza lavesa ni2nb). tak więc zakres temperatur krzepnięcia wynosi ponad 200oc. tak szeroki zakres krzepnięcia sprzyja powstawaniu pęknięć gorących w spoinie. reakcje te mają również istotne znaczenie w procesie inicjowania pęknięć w strefi e wpływu ciepła w wyniku równowagowego nadtapiania. mechanizm pękania na gorąco w swc stopów inconel przedstawiono schematycznie na rysunku 20. w strefi e wpływu rys. 19. nadtapianie się siarczków manganu w stali 18g2a w wyniku działania cyklu cieplnego spawania i powtórna ich krystalizacja w formie eutektycznej: a wygląd eutektyk na zgładzie (zaznaczono strzałkami); b eutektyki siarczkowe na linii wtopienia ciepła w temperaturze powyżej 1350oc, a poniżej temperatury solidus następuje nadtapianie się węglików niobu z utworzeniem cieczy. ponieważ węgliki znajdują się głównie na granicach ziaren, powstała ciecz dobrze zwilża granice i pod wpływem naprężeń rozpływa się po nich. podczas chłodzenia ciecz zostaje szybko ochłodzona poniżej temperatury wydzielania eutektyki γ+faza lavesa ni2nb. krzepnięcie eutektyki i związany z tym skurcz może powodować pojawienie się pęknięć po granicach ziaren. przykład rozpuszczania się w swc węglika nbc i tworzenie wokół niego fazy lavesa ni2nb przedstawiono na rysunku 21. rys. 20. mechanizm tworzenia się mikropęknięć w strefi e wpływu ciepła w wyniku równowagowego nadtapiania się węglików nbc i ponownej krystalizacji cieczy w formie eutektyki (γ+faza lavesa ni2nb) rys. 21. równowagowe nadtapianie się węglików nbc w swc i ponowna krystalizacja cieczy w formie eutektyki (γ+faza lavesa ni2nb) podsumowanie przedstawione w artykule mechanizmy powstawania pęknięć są podstawą do weryfi kacji metod, parametrów spawania oraz doboru materiałów spawalniczych. odpowiedni dobór tych czynników pozwoli na obniżenie skłonności do powstawania pęknięć. projektując węzły spawalnicze należy zwracać uwagę na zminimalizowanie sztywności połączenia w procesie spawania. istotne znaczenie ma również szybkość narastania odkształceń w czasie krzepnięcia. badania yanga [4] wskazują, że istnieje możliwość ograniczenia skłonności do pękania poprzez wzrost szybkości krzepnięcia. w stopie aluminium 2024 spawanym metodą gtaw, uniknięto pęknięć kierując strumień ciekłego azotu na spoinę (poza jeziorkiem), co zwiększyło szybkość chłodzenia i krzepnięcia. podczas spawania długich sekcji blach np. w stoczniach, pęknięć gorących można uniknąć przez odpowiedni dobór elastycznej płyty wybiegowej [5], która zmniejsza gwałtowną zmianę sztywności przy przejściu łuku z blachy spawanej na płytę wybiegową. odpowiedni dobór materiałów spawalniczych, właściwy stopień wymieszania stopiwa z materiałem spawanym oraz kontrolowany (wypukły) kształt lica jest podstawą do uzyskania spoin bez pęknięć w stalach austenitycznych i w stopach niklu. podstawową przyczyną pękania gorącego w swc jest obecność segregacji wtrąceń niemetalicznych. proces równowagowego nadtapiania powoduje, że nawet w dalszej odległości od linii wtopienia może pojawić się niewielka ilość fazy ciekłej, która przy współdziałaniu z naprężeniami skurczowymi prowadzi do powstania mikropęknięć po granicach ziaren. w stopach na bazie niklu procesowi pękania sprzyja szybkie chłodzenie i możliwość tworzenie się niskotopliwej eutektyki (g+faza lavesa ni2nb) o temperaturze krzepnięcia 1152oc. obecność węgla i zmniejszenie szybkości chłodzenia prowadzi do powstania eutektyki (g+nbc), której krzepnięcie rozpoczyna się w temperaturze 1350oc. zmniejsza się więc zakres temperatur krzepnięcia co znacznie podnosi odporność do pękania na gorąco. w stopach al–cu podstawową przyczyną pękania w swc jest obecność dużych cząstek związków międzymetalicznych al2cu lub związków międzymetalicznych aluminium z żelazem, które w wyniku równowagowego nadtapiania, tworzą w swc lokalne skupiska cieczy. duży skurcz aluminium w procesie chłodzenia prowadzi do rozpływania się cieczy po granicach ziaren w postaci cienkiej błonki, co jest bezpośrednią przyczyną pękania. 201301_pspaw_fi87.pdf 3przegląd spawalnictwa 1/2013 zbigniew mirski dawid majewski lutowność tytanu w warunkach płomieniowego lutowania twardego pod osłoną topnika titanium brazability in torch-heated conditions  under the flux cover pro dr a inż igniew ir ki politechnika wrocławska, mgr inż awid a ew ki instytut spawalnictwa w gliwicach. stre zczenie w artykule przedstawiono podstawowe problemy związane z lutowaniem tytanu w osłonie topnikowej. podano mechanizm zykochemicznego oddziaływania topników na powierzchni tytanu podczas procesu lutowania. zamieszczono wyniki badań recepturowo-technologicznych, realizowanych w instytucie spawalnictwa w gliwicach, nad specjalistycznym topnikiem do płomieniowego lutowania twardego. omówiono właściwości lutownicze topnika oraz przedstawiono badania metalogra czne połączeń wykonanych z jego użyciem. tract his article presents the basics problems with titanium brazability in u co er. it has been presented the mechanism of physico-chemical u es reaction during the brazing process and the recipe and technology-related research on brazing u es for torch brazing titanium carried out in the institute of welding in gliwice. mechanical properties and macrostructure of the joints made by them ha e also been discussed. t p w ostatnich latach można zaobserwować zwiększone zainteresowanie wyrobami wykonanymi z tytanu oraz jego stopów. związane jest to przede wszystkim ze stawianiem coraz większych wymagań materiałom eksploatacyjnym pod względem wytrzymałości mechanicznej, termicznej, twardości, przewodności elektrycznej czy odporności chemicznej korozyjnej na niekorzystne warunki środowiskowe. ytan zaliczany jest do „przyszłościowych” metali głównie dzięki swoim wyjątkowym właściwościom zycznym i mechanicznym, takim jak: duża odporność temperaturowa i korozyjna, mała gęstość oraz duża wytrzymałość mechaniczna tabl. i . wykorzystywany jest w wielu nowoczesnych i innowacyjnych wyrobach oraz urządzeniach. o właśnie dzięki swoim właściwościom eksploatacyjnym tytan oraz jego stopy znajdują coraz większe zastosowanie zarówno w najnowocześniejszych gałęziach przemysłu i gospodarki, jak i w produkcji sprzętu i implantów medycznych, sprzętu sportowego, wyrobów jubilerskich i galanterii metalowej 1 7 . w porównaniu z innymi nowoczesnymi materiałami konstrukcyjnymi tytan oraz jego stopy jako materiał a lica i właściwości zyczne i mechaniczne tytanu 1 7 a le i physical and mechanical properties of titanium 1 7 struktura krystaliczna i z a 0,2 5 nm, c 0,468 nm, c/a 1,6 w 25 i s a 0,332 nm w 00 gęstość, , kg/dm3 4,48 emperatura topnienia, t, 1670 przewodnictwo cieplne, , w/m k 21,6 współczynnik rozszerzalności cieplnej 0 100 , , k-1 8,5 10-6 moduł sprężystości wzdłużnej, , gpa 110 wytrzymałość na rozciąganie, m, mpa 240 wydłużenie względne, 5, 24 z sieć heksagonalna zwarta, s sieć regularna ściennie centrowana 4 przegląd spawalnictwa 1/2013 lekki wyróżniają się dużą wytrzymałością względną stosunek wytrzymałości do gęstości w szerokim zakresie temperaturowym. wytrzymałość względna stopów tytanu jest ok. 1,5 razy większa od wysokowytrzymałych stali stopowych. wytrzymałość względna innych stopów metali lekkich, np. l lub mg, również ustępuje stopom i, zwłaszcza w wyższej temperaturze pracy 1 7 . l towno tytan ytan charakteryzuje się dużym powinowactwem chemicznym prawie do wszystkich pierwiastków, a zwłaszcza do gazów występujących w powietrzu, takich jak: tlen, azot i wodór. w powietrzu tytan utlenia się stosunkowo wolno, jednakże powstający podczas nagrzewania trwały tlenek io2 jest podstawowym utrudnieniem procesu lutowania. intensywność powstawania tego tlenku jest szczególnie duża w temperaturze 650 700o . przy nagrzewaniu elementów wykonanych z tytanu i jego stopów do temperatury powyżej 00o w atmosferze powietrza, na ich powierzchni powstają także azotki tytanu, powodujące kruchość. z wodorem tytan o odmianie alotropowej tworzy kruche wodorki, natomiast w odmianie dwufazowej tytanu wodór rozpuszcza się w większym stopniu 2, 4, 5 . prawie ze wszystkimi metalami stosowanymi jako podstawowe składniki lutów twardych u, ni, fe, g, si, l tytan tworzy fazy międzymetaliczne, wydzielające się często na granicach lutowiny w postaci ciągłych, twardych i kruchych warstw, co zmniejsza właściwości wytrzymałościowe i plastyczność połączeń lutowanych 2, 4, 5 . obecnie lutowanie twarde odpowiedzialnych elementów wykonanych z tytanu i jego stopów wykonuje się wyłącznie w próżni lub w czystych atmosferach kontrolowanych, neutralnych chemicznie. jednakże w przypadku, gdy lutowany element wykonany z tytanu ma dość znaczne gabaryty, lub stanowi element konstrukcji o większych wymiarach gabarytowych, nie jest możliwe przeprowadzenie procesu lutowania w piecu. ównież lutowanie mniej odpowiedzialnych mechanicznie wyrobów wykonanych z tytanu, takich jak: biżuteria, galanteria metalowa sprzęt oświetleniowy, oprawki okularów itp. nie musi być wykonywane w specjalistycznych piecach próżniowych. do lutowania tych elementów w atmosferze powietrza zalecane jest zastosowanie wysokoaktywnego, specjalistycznego topnika lutowniczego, który zapewni wymaganą zwilżalność i rozpływność lutu na materiałach łączonych oraz prawidłowe wypełnienie kapilarnych szczelin lutowniczych. działanie topnika obejmuje również redukcję chemiczną i roztwarzanie warstw tlenkowych na powierzchni materiałów łączonych i lutu, a także zapobieganie ich ponownemu utlenieniu podczas całego procesu lutowania. ponadto topnik ten powinien również zmniejszać napięcie powierzchniowe lutu 2, 4, 5, . l towanie twarde tytan w powietrz z za to owaniem topnik w g lne wymagania tawiane topnikom do procesu lutowania twardego tytanu w atmosferze powietrza niezbędne jest zastosowanie wysoko aktywnych, specjalistycznych topników lutowniczych. są to substancje i preparaty chemiczne, które w procesie lutowania w atmosferze powietrza zapewniają prawidłowy przebieg procesu lutowania. podstawowe wymagania stawiane topnikom lutowniczym to przede wszystkim 4, 8, 10, 11 : temperatura topnienia i aktywności temperatury te na ogół się pokrywają nieco niższa, a temperatura parowania odpowiednio wyższa od temperatury topnienia lutu, równomierne rozpływanie się w temperaturze lutowania po powierzchniach łączonych materiałów i dobre wnikanie do kapilarnych szczelin lutowniczych, skuteczna aktywność chemiczna w temperaturze lutowania i nieco poniżej oraz zdolność wiązania tlenkowych związków niemetalicznych na powierzchniach łączonych materiałów i lutu, ochrona złącza przed działaniem gazów atmosfery procesu powietrza , tworzenie łatwo usuwalnego żużla i pozostałości wypływających na powierzchnię ciekłego lutu podczas powstawania połączenia lutowanego, trwałość składu chemicznego i postaci w warunkach magazynowania, zapewnienie możliwie najkorzystniejszych warunków bhp podczas lutowania. ec anizm zykoc emicznego oddziaływania topnik w na powierzc ni tytan podcza proce l towania opniki lutownicze stosowane podczas lutowania twardego tytanu w atmosferze powietrza muszą spełniać jeszcze jeden z podanych poniżej warunków 4, 5 : usuwać niezwilżalną przez luty warstewkę tlenku i azotku tytanu przez absorpcję lub jej chemiczne roztwarzanie, oddziaływać aktywnie na powierzchnię metalu pod warstwą tlenków i azotków, wskutek czego warstwa ta jest usuwana podczas płynięcia lutu. po spełnieniu jednego z powyższych warunków, przynajmniej jeden ze składników topnika powinien wchodzić w reakcję z tytanem, wykorzystując jego zdolność do redukcji metali z roztopionych soli. powierzchnia tytanu zostaje pokryta wówczas 5przegląd spawalnictwa 1/2013 warstewką zredukowanego metalu, który zapobiega dalszemu utlenianiu, wg równania: nmep mmet n nmep m mmet 1 gdzie: n, m współczynniki stechiometryczne, mep metal lutowany, met metal w składzie topnika, grupa uorowa. otyc cza owy tan zagadnienia większość dostępnych na rynku topników, zalecanych do lutowania twardego różnych metali, nawet tych o najtrwalszych tlenkach, jest nieprzydatna w przypadku lutowania tytanu, gdyż nie zapewniają one właściwej ochrony tego reaktywnego metalu przed utlenieniem w temperaturze lutowania, a zatem nie stwarzają prawidłowych warunków zwilżenia lutem powierzchni łączonych elementów. w literaturze specjalistycznej z zakresu lutowania rzadko można znaleźć skład chemiczny topników do lutowania płomieniowego lub indukcyjnego tytanu w powietrzu. przykłady opracowanych składów chemicznych topników w wag. podano poniżej 4, , 11 : 45 na l, 36 k l, 10 g l, if, 50 kf, 46 if, 4 g l, 50 i l, 25 kf, 25 mg l2. opniki te, jak wykazały próby lutowania przeprowadzone w instytucie spawalnictwa, nie zapewniają dobrych właściwości lutowniczych dla spoiw srebrnych w przypadku łączenia tytanu mała rozpływność lutów , a także charakteryzują się bardzo małą trwałością. opnik 60 do twardego l towania tytan w powietrz w celu wyeliminowania tych wszystkich niedogodności, w 2010 r. w instytucie spawalnictwa podjęto pracę badawczą mającą na celu otrzymanie topnika do twardego lutowania tytanu w powietrzu, charakteryzującego się dużą aktywnością chemiczną, dobrą zwilżalnością materiału podstawowego oraz dużą trwałością chemiczną 12 . w trakcie badań recepturowych nad topnikiem do twardego lutowania tytanu w atmosferze powietrza opracowano i przygotowano w skali laboratoryjnej 80 receptur chemicznych topników, zmieniając sukcesywnie ich skład chemiczny w wyniku wery kacji temperatury topnienia i właściwości lutowniczych. opracowano topnik o oznaczeniu f60 , na bazie związków chemicznych takich jak: kf 2 2o, k f2, i l oraz zn l2. by móc w pełni ocenić aktywność, skuteczność oraz trwałość topnika, przeprowadzono: analizę pro lową stopionego topnika, potwierdzającą mechanizm powstawania warstwy cynkowej na powierzchni tytanu zgodnie z równaniem 1 , badania rozpływności lutu srebrnego na podłożu tytanowym, badania właściwości mechanicznych złączy wykonanych z zastosowaniem topnika f60 . ponadto określono również wstępną trwałość chemiczną topnika, która na podstawie oceny właściwości lutowniczych wyniosła 12 miesięcy 12 . naliza pro lowa topionego topnika w celu potwierdzenia przewidywanego mechanizmu powstawania warstwy metalu zredukowanego na tytanie równanie 1 przeprowadzono analizę prolową z wykorzystaniem optycznego spektrometru emisyjnego gds 850 rmy o. jako podłoże próbka o wymiarach 40 40 2,5 mm zastosowano blachę tytanową grade 2 wg s m b265. na podłoże tytanowe nanoszono 0,2 g topnika, następnie poddawano je ogrzewaniu od dołu stacjonarnym palnikiem acetylenowo-tlenowym z nasadką o wydajności 160 dm3 2 2/h. nagrzewanie przerywano po 3 s od momentu stopienia topnika. na rysunku 1 pokazano wynik analizy pro lowej stopionego topnika. ry 1 naliza pro lu i i zi po procesie z wykorzystaniem topnika f60 zawierającego zn l2 na podłożu tytanowym ig 1 pro le analysis of melted f60 u with zn l2 content on the titanium substrate zyskane wyniki badań wskazują, iż jest możliwe otrzymanie powłoki cynkowej na tytanie przez redukcję chemiczną stopionego chlorku cynku ii . ilość powstającego zn jest dość znaczna i wynosi od 80 wag. na głębokości 0,1 m do 70 wag. na głębokości 0,7 m 13 . wyniki analizy nie obejmują udziału innych pierwiastków wchodzących w skład związków topnika f60 . adanie wła ciwo ci l towniczyc topnika badania właściwości lutowniczych topnika wykonano wg klasycznej próby rozpływności. jako podłoże próbki o wymiarach 40 40 2,5 mm zastosowano ←← 6 przegląd spawalnictwa 1/2013 blachę tytanową grade 2 wg s m b265. spoiwem, którego rozpływność oceniano na materiale podłoża w obecności badanych topników, był srebrny lut g 245 bg45 uzn-665/745 wg pnn iso 17672. próbkę tytanową przed właściwym badaniem odtłuszczano acetonem oraz trawiono w mieszaninie kwasów f no3 2o . na podłożu tytanowym układano lut srebrny w ilości 0,2 g, a następnie na nim nanoszono topnik również w ilości 0,2 g. blachę tytanową poddawano ogrzewaniu w podobnych warunkach jak w przypadku próbki topnikowej. na rysunku 2 przedstawiono schemat stanowiska do badania rozpływności lutu, a na rysunku 3 pokazano widok lutowania tytanu pod osłoną topnika f60 . podczas wykonywania prób rozpływności oceniano wizualnie przebieg topienia topnika, czyszczenie chemiczne powierzchni płytki tytanowej przez topnik i jego aktywność chemiczną. po badaniach rozpływności oceniano jakość i ilość powstającego żużla potopnikowego oraz łatwość jego usuwania. jako miarę lutowności zastosowano: wielkość powierzchni rozpłynięcia lutu mierzoną za pomocą obróbki gra cznej wykonanego zdjęcia próbki , wysokość warstwy lutu po rozpłynięciu mierzona mikrometrem z dokładnością do 0,01 mm oraz kąt zwilżania . na rysunku 4 pokazano przekrój poprzeczny rozpłyniętego lutu g 245 na tej podstawie wyznaczono gra cznie kąt zwilżania, wyniósł on . przeprowadzone pomiary rozpływności potwierdziły przydatność zastosowania topnika f60 do twardego lutowania tytanu w powietrzu tabl. ii . powstająca podczas lutowania ilość żużla potopnikowego jest niewielka i łatwa do usunięcia 12 . statyczna pr a cinania i adania metalogra czne połącze tytanowyc wykonanyc z za to owaniem topnika 60 jako materiał podstawowy do badań zastosowano podobnie jak w przypadku badań właściwości lutowniczych blachę tytanową grade 2 wg s m b265, natomiast jako spoiwa użyto srebrnego lutu g 245. powierzchnię próbek z tytanu w postaci płytek o wymiarach 40 40 2,5 mm próba wnikania lutu w szczelinę złącza zakładkowego, badania wizualne i metalogra czne oraz pasków 100 10 2,5 mm próba wytrzymałości na ścinanie przed badaniami wytrawiono chemicznie w mieszaninie kwasów f no3 2o , natomiast źródło ciepła w badaniach stanowił płomień typowego palnika tlenowo -acetylenowego z nasadką o wydajności 160 dm3/h acetylenu. złącze zakładkowe płytki ułożone poziomo, swobodnie bez docisku wykonano, dozując lut ręcznie przy końcu zakładki. szerokość szczeliny lutowniczej ustalała się w tych warunkach samoczynnie podczas wpływania lutu. próba ta umożliwia ocenę właściwości kapilarnych lutu w obecności badanego topnika. próbki po zakrzepnięciu lutowiny zanurzano w zimnej wodzie w celu całkowitego usunięcia żużla potopnikowego. ry 2 schemat stanowiska do prób rozpływności ig 2 station for spreading of u testing ry 3 utowanie twarde tytanu w powietrzu pod osłoną topnika f60 ig 3 itanium brazing in the air under co er of f60 u ry 4 przekrój poprzeczny stopionego lutu g 245 na podłożu tytanowym ig 4 ross-section of g 245 brazing metal on the titanium substrate a lica ii wyniki prób rozpływności i kąta zwilżania lutu srebrnego g 245 bg45 uzn-665/745 na powierzchni tytanu grade 2 przy zastosowaniu topnika f60 a le ii he test results of spreading and contact angle for g 245 bg45 uzn-665/745 brazing metal on the surface of titanium grade 2 substrate using f60 u oznaczenie topnika ozpływność 1 kąt zwilżania, , p r, mm 2 sp, mm 2 r, mm s , mm f60 156 7,5 0,3 0,02 1 pśr wartość średnia powierzchni rozpłynięcia z 3 pomiarów , sp odchylenie standardowe powierzchni rozpłynięcia spoiwa, śr wartość średnia wysokości warstwy lutu po rozpłynięciu z 3 pomiarów , s odchylenie standardowe wysokości warstwy lutu po rozpłynięciu 7przegląd spawalnictwa 1/2013 na rysunku 5 pokazano polutowane złącze zakładkowe szerokość zakładki 3 mm , przygotowane do prób wytrzymałościowych. próbę statycznego ścinania wykonano na maszynie wytrzymałościowej instron 4210 przy prędkości belki poprzecznej maszyny równej 2 mm/min. wytrzymałość na ścinanie tytanowego złącza zakładkowego wyniosła 163 mpa średnia z trzech prób 12 . złom wystąpił w połączeniu lutowanym, zaobserwowano rozdzielenie złącza na granicy lutowiny z materiałem lutowanym. makrostrukturę połączenia lutowanego tytanu, o szerokości zakładki 5 mm, pokazano na rysunku 6. szerokość szczeliny lutowniczej w połączeniu wynosiła 0,05 0,12 mm. ry 5 utowane złącze zakładkowe do statycznej próby ścinania ig 5 o erlap brazed joint for static shearing test ry 6 makrostruktura zakładkowego połączenia tytanu grade 2 wykonanego lutem srebrnym g 245 pod osłoną topnika f60 , trawiono chemiczne odczynnikiem dlera ig 6 macrostructure of o erlap brazed joint of titanium grade 2 with the use of g 245 brazing metal and f60 u , chemical etching with dler nio ki opnik wysoko uorkowy o oznaczeniu f60 do lutowania tytanu w powietrzu, wytworzony wg receptury opracowanej w instytucie spawalnictwa, charakteryzuje się dobrymi właściwościami lutowniczymi, potwierdzonymi pozytywnymi wynikami prób zwilżalności i rozpływności lutu srebrnego g 245 s45 wg pn . sumaryczna zawartość związków uoru wchodzących w skład topnika do twardego lutowania tytanu lutem srebrnym g 245 w atmosferze powietrza powinna zawierać się w granicach 60 70 wag., w przeciwnym razie topnik nie zapewnia odpowiedniej zwilżalności i rozpływności lutu na podłożu tytanowym. literat ra 1 dobrzański . .: metalowe materiały inżynierskie, wn , warszawa 2004. 2 bylica ., sieniawski j.: ytan i jego stopy, wn , warszawa 1 87. 3 dobrzański . .: podstawy nauki o materiałach i metaloznawstwo. wn , warszawa 2002. 4 adomski ., iszewski .: utowanie, wn , warszawa 1 85. 5 adomski ., iszewski .: obróbka oraz łączenie tytanu i jego stopów, wn , warszawa 1 68. 6 poradnik inżyniera, spawalnictwo, tom 1 i 2, praca zbiorowa pod red. j. pilarczyka, wn , warszawa 2003/2005. 7 praca zbiorowa: brazing andbook. ws, miami, florida 1 1. 8 winiowski ., majewski d.: nowe topniki do lutowania twardego stali nierdzewnych oraz tytanu i jego stopów, biuletyn instytutu spawalnictwa, nr 6/2008. przeprowadzona analiza pro lowa warstwy metalu zredukowanego potwierdza mechanizm powstawania powłoki zn ze stopionego chlorku cynku ii zn l2 . wykonane złącza zakładkowe przy zastosowaniu lutu g 245 oraz topnika f60 charakteryzują się dobrą jakością, stosunkowo dużą wytrzymałością na ścinanie wynoszącą średnio 163 mpa oraz niewielką pozostałością żużla potopnikowego. otrzymany podczas badań topnik f60 umożliwił wykonanie połączenia zakładkowego o szerokości zakładki wynoszącej ok. 5 mm lut szczelnie wypełnił złącze zakładkowe na szerokości całej zakładki, bez widocznych niezgodności lutowniczych. de ecco n. ., parks j. m.: he brazing of titanium, he welding journal, nr 11/ 1 53, s. 1071-1081. 10 winiowski .: utowanie twarde stali nierdzewnej z aluminium i tytanem. przegląd spawalnictwa, nr -10/2006, s. 68 71 . 11 messler .: joining of ad anced materials. butterwortheinemann, boston 1 3. 12 winiowski ., majewski d.: badania nad topnikami o podwyższonej trwałości chemicznej do twardego lutowania tytanu, sprawozdanie z zadania badawczego nr gn-16/3, instytut spawalnictwa, gliwice 2010. 13 winiowski ., majewski d.: badania zyko chemicznego oddziaływania topników z tytanem podczas lutowania twardego, sprawozdanie z zadania badawczego nr c-52/2, instytut spawalnictwa, gliwice 2011. przeprowadzone badania metalogra czne pokazują, iż możliwe jest prawidłowe wykonanie złączy zakładkowych tytanu przy zastosowaniu klasycznego lutu srebrnego oraz specjalistycznego topnika lutowniczego f60 . opnik ten umożliwia otrzymanie gładkiego lica lutowiny, bez niezgodności w jej objętości, przy szerokości zakładki 5 mm 12 . 201403_pspaw_5894.pdf 40 przegląd spawalnictwa 3/2014 jacek słania łukasz kuk proces łączenia materiałów do budowy pojazdów i nadwozi w przemyśle samochodowym process of joining materials to build vehicles   and motor-car bodies in the automotive industry t p przemysł samochodowy jest gałęzią gospodarki, w której prace spawalnicze mają ogromny udział. obecnie najczęściej do łączenia materiałów wykorzystuje się trzy metody [2]: – spawanie łukowe drutem topliwym w osłonie gazów mig/mag, – spawanie łukowe drutem nietopliwym w osłonie gazów tig, – spawanie łukiem krytym pod topnikiem saw. metody te są używane do łączenia elementów nadwozi oraz podwozi; przykładowo są to: – zabudowy samowyładowcze (wywrotki), – zabudowy stałe (cysterny, kontenery), – szkielety nadwozi samonośnych, – kabiny, – wysięgniki żurawi, – ramy nośne. ostatni z wymienionych elementów zostanie poddany szczegółowej analizie w niniejszej publikacji [1]. a tract a welding process of a frame of a truck was presented. stresses, which occur in the frames of trucks and the requirements of their resistance were described in the following paper. moreover, the materials used to build vehicles and motor-car bodies were depicted. a technology of welding frames of vehicles – common equipment, a method of welding, preparation of welding joints and the parameters of welding were given. eyword welding, welded construction, welding procedure stre zczenie przedstawiono spawanie ramy pojazdu ciężarowego. omówiono naprężenia występujące w ramach pojazdów ciężarowych i wymagania dotyczące ich wytrzymałości. przedstawiono materiały stosowane do budowy pojazdów i nadwozi. zaprezentowano technologię spawania ram pojazdowych – stosowane urządzenia, metodę spawania, przygotowanie złączy spawanych oraz parametry spawania. słowa kl czowe spawanie, konstrukcja spawana, plan spawania napr żenia i wytrzymało kon tr kc i rama nośna jest najważniejszą częścią pojazdu ciężarowego, scalającą elementy podwozia i nadwozia z elementami układu jezdnego. spawane połączenia znajdujące się w obrębie ramy samochodu ciężarowego poddawane są cyklicznie występującym obciążeniom, które mogą powodować ich uszkodzenia w postaci pęknięć zmęczeniowych. dlatego jednym z ważniejszych parametrów, jakie powinny charakteryzować połączenie spawane znajdujące się w obrębie ramy pojazdu, jest jego odpowiednio wysoka wytrzymałość zmęczeniowa na działanie obciążeń zmiennych. podczas eksploatacji pojazdów ciężarowych w elementach ich ram oraz połączeniach tych elementów, poza zmiennymi siłami, mogą wystąpić znaczne naprężenia o charakterze statycznym. naprężenia te mogą wynikać z trudnych warunków ruchu pojazdu ciężarowego. w przypadku naczepy samochodowej naprężenia rozciągające w podłużnicach ramy wynikają z tego, że siła pociągowa przyłożona jest w przedniej części r a inż acek słania pro pcz – politechnika częstochowska, mgr inż ka z k – brembo oddział częstochowa. autor korespondencyjny/corresponding author: jacek.slania@is.gliwice.pl 41przegląd spawalnictwa 3/2014 naczepy. główne źródło oporów ruchu zlokalizowane jest natomiast w miejscu, gdzie znajdują się koła jezdne naczepy ciężarowej, czyli w jej tylnej części. w przypadku burty załadowczej (często instalowanej w tylnej części samochodu ciężarowego o nadwoziu skrzyniowym) naprężenia wynikają z unoszenia ułożonego na niej ładunku lub też z podnoszenia burty. w przypadku unoszenia nieobciążonej ładunkiem burty załadowczej naprężenia mogą osiągać wartości poniżej 180 mpa. producenci pojazdów ciężarowych zalecają spawanie ram wyprodukowanych pojazdów różnymi metodami, głównie niskooraz średniotlenowymi. miejsca, gdzie zlokalizowane są złącza spawane, stają się obszarami koncentracji naprężeń, czyli tzw. koncentratorami. poza występowaniem znacznych jednostkowych impulsów sił, podczas eksploatacji ram samochodowych występują także siły o mniejszej wartości. przykładowy przebieg wartości naprężeń, zarejestrowany na elementach ramy samochodu ciężarowego poruszającego się z prędkością 40 km/h po jezdni wykonanej z kostki brukowej, zamieszczono na rysunku 1. – twardości, – plastyczności, – ciągliwości – spawalności, – odporności na działanie wysokiej i niskiej temperatury, – odporności na korozję chemiczną i atmosferyczną. do budowy ram podwozi samochodowych powszechnie stosuje się stal konstrukcyjną o oznaczeniu s355j2g3. w przypadku nadwozi samowyładowczych stosuje się stale hardox lub domex wytwarzane przez huty szwedzkiego koncernu ssab. blachy ze stali domex mają małą zawartość węgla i manganu. stosuje się w ich przypadku walcowanie termomechaniczne z precyzyjnie kontrolowanymi sekwencjami podgrzewania, walcowania i chłodzenia. blachy domex mają granice plastyczności: 240, 355, 420, 460, 500, 550, 600, 650, 700 mpa. dostępne są również wersje domex z oznaczeniem w (water resistant) o zwiększonej odporności na korozję atmosferyczną w gatunkach 350, 550, 700, a także wersja domex wear o dużej odporności na ścieranie porównywalnej z dużo twardszymi blachami ulepszanymi cieplnie. ta wersja stali jest wykorzystywana w elementach szczególnie narażonych na ścieranie przez twarde cząsteczki, np. kamień lub piasek [2]. stale hardox są wykorzystywane w zabudowach pracujących w szczególnie trudnych warunkach, np. wywrotki w kamieniołomach. oprócz niezbędnej odporności na ścieranie jest tu konieczna duża odporność skrzyni ładunkowej na obciążenia udarowe (ważne przy załadunku dużych fragmentów skalnych). wykorzystuje się stale hardox 400, 450 i 500. oznaczenia opisują twardość w skali brinella, np. hardox 400 ma twardość 370÷430 hb. granice plastyczności wynoszą odpowiednio 1000, 1200 oraz 1300 mpa [2]. prezentac a po azd na przykładzie naczepy ci żarowe przystępując do omówienia technologii spawania, warto zacząć od zaprezentowania gotowego produktu, w postaci naczepy ciężarowej. na rysunku 2 przedstawiono ramę nośną naczepy marki sommer. jest to pojazd po pracach spawalniczych, montażowych, lakierniczych oraz kontrolnych, przeznaczony do wykonania zabudowy u innego producenta (producenta nadwozi). ry 1 przebieg naprężeń zarejestrowany w elementach ramy samochodu ciężarowego poruszającego się z prędkością 40 km/h po jezdni wykonanej z kostki brukowej [1] ig 1 process of stress recorded on the elements of a frame of a motor truck moving with a speed of 40 km/h on the road made of belgian blocks [1] równocześnie spawane połączenia znajdujące się w obrębie ramy samochodu ciężarowego poddawane są cyklicznie występującym naprężeniom, które mogą powodować ich uszkodzenia w postaci pęknięć zmęczeniowych. dlatego jedną z ważniejszych cech, jaką powinno charakteryzować się połączenie spawane znajdujące się w obrębie ramy pojazdu, jest jego odpowiednio wysoka wytrzymałość zmęczeniowa. w warunkach warsztatowych ważnymi metodami spawania są: spawanie elektryczne elektrodami zasadowymi oraz spawanie elektrodą topliwą w osłonie gazu aktywnego (mag). są one zalecane również jako metody napraw spawalniczych przez producentów pojazdów ciężarowych [2]. ateriały to owane do dowy po azd w i nadwozi obecnie w przemyśle samochodowym stosuje się stale niskostopowe o maksymalnej zawartości węgla do 0,22%, stale ogólnego przeznaczenia, stale konstrukcyjne oraz stopy aluminium. wszystkie wyżej wymienione materiały muszą spełniać określone wymagania dotyczące: – wytrzymałości na rozciąganie, – sprężystości, – udarności, ry 2 rama nośna naczepy ciężarowej marki sommer [7] ig 2 frame bearer of a semitrailer truck sommer [7] 42 przegląd spawalnictwa 3/2014 każda z wyprodukowanych naczep musi spełniać określone wymagania. jednym z podstawowych jest jej przeznaczenie. naczepa może służyć do transportu kruszyw, płynów, drewna, zwierząt, artykułów spożywczych czy chociażby kontenerów. ry 3 rama naczepy wielton ns34pt – wymiary ig 3 frame of a wielton ns34pt semitrailer – dimensions rysunek poglądowy ramy naczepy przykład produktu wielton model ns34pt typ ns34 oznaczenie handlowe ns34pt /20/ ns34pb /20/ a długość zewnętrzna mm 7 400 c szerokość zewnętrzna mm 2 540 g rozstaw kół mm 2 040/2 100 h rozstaw osi mm 1 310 k wysokość siodła mm 1 150 i wysokość platformy mm 1 380 m rozstaw: czop – 1 oś mm 3 240 ogumienie 385/65 r22.5 dopuszczalna masa całkowita kg 36 000 masa własna kg 4 050 nacisk na oś kg 3 x 8 000 nacisk na siodło kg 12 000 aby dopasować pojazd pod konkretne przeznaczenie, rama powinna mieć właściwe wymiary. przykładowy produkt przeznaczony do transportu kontenerów morskich przedstawiono i zwymiarowano na rysunku 3. 43przegląd spawalnictwa 3/2014 rama naczepy składa się z dwóch podłużnic połączonych belkami poprzecznymi. zwykle podłużnicę tworzy dwuteownik zespawany z płaskowników o określonych wymiarach. kształt i wymiary dwuteownika przedstawiono na rysunku 4. tec nologia pawania ram po azdowyc łączenie ram w warunkach przemysłowych odbywa się w sposób zautomatyzowany. można do tego celu wykorzystać przykładowo automat spawalniczy firmy zakmet model asb 16000. urządzenie przedstawiono na rysunku 5. urządzenie asb 16000 ma możliwość spawania belek nośnych naczep samochodów ciężarowych metodą mag. automat jest przystosowany do spawania ram o przekroju stałym, jak również o przekroju zmiennym. umożliwia spawanie jednocześnie ry 5 automat spawalniczy asb 16000 [4] ig 5 an automatic welder asb 16000 [4] dwóch belek o długości do 16 m. spawanie może być prowadzone jednocześnie czterema palnikami, jak na rysunku 6. dzięki temu naprężenia i odkształcenia w spawanych elementach są znacznie redukowane. każdy uchwyt spawalniczy jest indywidualnie sterowany w osiach x i y. portale zawierają wyłączniki krańcowe, a palniki złącza antykolizyjne. urządzenie asb 16000 składa się z następujących elementów [5]: – stołu z zaciskami mocującymi, – torowiska jezdnego, – bramy jezdnej, – 4 portali palników zamocowanych na bramie jezdnej, – szafy sterowniczej, – magazynu na 4 szt. rolek drutu po 250 kg. podłużnice w postaci dwuteowników umieszcza się na stole roboczym. ry 6 spawanie automatem zakmet z jednoczesnym wykorzystaniem 4 uchwytów spawalniczych [5]. ig 6 welding by an automatic machine zakmet with a usage of 4 welding clamps [5] ry 4 dwuteownik ramy naczepy ciężarowej ig 4 an l-bar of a semitrailer truck frame 44 przegląd spawalnictwa 3/2014 ze względu na masę oraz gabaryty ram stosuje się transport wewnątrzzakładowy z wykorzystaniem suwnicy jak na rysunku 7. ry 7 podłużnice ramy na stole roboczym automatu spawalniczego [6] ig 7 frame side members on the working table of a welding automatic machine [6] spoiny wykonuje się metodą mag z powodu: – wyższej wydajności w porównaniu ze spawaniem elektrodą otuloną; nie występują wtedy przerwy na wymianę elektrody, większy jest też stopień wykorzystania drutu spawalniczego – brak wyrzucanych ogarków elektrod, – uniwersalności metody – pozwala szybko uzyskać stopiwo bez względu na pozycję spawania, – przydatności do spawania cienkich i średnich elementów stalowych, a także stopów aluminium. w procesie spawania automatem asb 16000 istotne jest również sterowanie. do obsługi urządzenia wystarczy jeden operator, który za pomocą pulpitu steruje bramą jezdną, jak na rysunku 8. ry 8 sterowanie bramą jezdną przez operatora [5] ig 8 operating of a running gate by a machine operator [5] układ sterowania składa się z czterech bloków funkcjonalnych, którymi są [5]: – mikroprocesorowy blok prowadzenia i utrzymywania zadanej pozycji palników oraz śledzenia wykonanej spoiny, – mikroprocesorowy blok sterowania bramą jezdną (prędkości przejazdowe, prędkości spawania, przejazd sczepiający podłużnicę), – mikroprocesorowy układ plc amk5 z wizualizacją stanu wejść i wyjść, sterujący całością automatu, – blok wyłączenia awaryjnego, obsługujący przyciski: awaria, wyłączniki krańcowe, złącza antykolizyjne palników, bariery zabezpieczające interfejs do sterowania źródłem prądu i podajnikiem drutu. ry 9 pulpit sterowniczy urządzenia asb 16000 ig 9 an operating pulpit of asb 16000 machine pulpit sterowniczy umieszczony jest z lewej strony bramy jezdnej, tak aby dostęp do niego był łatwy, szybki i nie zagrażał bezpieczeństwu osoby obsługującej. pulpit zaprezentowano na rysunku 9. otrzymane w ten sposób spoiny cechują się wysoką jakością oraz powtarzalnością. w warunkach przemysłowych to bardzo istotne, gdyż seryjna produkcja wymaga, aby wyroby były jednakowe pod każdym względem. zastosowanie tradycyjnych metod, np. spawania ręcznego, nie zapewnia podobnego efektu. jednakże można je stosować w pracach naprawczych. na rysunkach 10 i 11 zaprezentowano spoinę w przybliżeniu. na rysunku 10 widać spoinę na surowym materiale, a na rysunku 11 na pojeździe przeznaczonym do odbioru przez klienta. ry 11 spoina gotowa do odbioru ig 11 a view of a weld on a completed vehicle ry 10 spoina na surowym materiale [6] ig 10 a weld on a raw material [6] 45przegląd spawalnictwa 3/2014 do przedstawionej technologii opracowano instrukcję spawania (wps). wps instr c a t c n l ic na spa ania instrukcja technologiczna spawania /01/2012 jednostka inspekcyjna: akład pawalnictwa wps nr: ps/01/2012 data spawania: 16 06 2012 wpqr nr: sposób przygotowania i czyszczenia: mec aniczne wytwórca: a c grupa i gatunek materiału: s355 2 3 nazwiska spawaczy wg wykazu: grubość materiału (mm): g 10 metoda spawania: 135 średnica zewn. rury (mm): rodzaj złącza: teowe pozycja spawania: p szczegóły przygotowania do spawania rysunek złącza kolejność spawania szczegóły dotyczące spawania ścieg metoda średnica drutu mm natężenie prądu a napięcie łuku v rodzaj prądu biegunowość prędkość podawania drutu m/min prędkość spawania cm/min 1 135 1,2 150÷160 17,5÷18,0 dc/+ 3,8÷3,9 24÷25 2 135 1,2 145÷155 17,0÷17,5 dc/+ 3,3÷3,4 7,6÷7,8 3 135 1,2 150÷160 17,5÷18,0 dc/+ 3,8÷3,9 24÷25 4 135 1,2 145÷155 17,0÷17,5 dc/+ 3,3÷3,4 7,6÷7,8 spoiwo ra poiny rodzaj: drut, elektroda. dr t żłobiona i/lub szlifowana – klasa wg en lub pn: pnn is 14341 2011 na podkładce – – drutu: 3si1 – elektrod: – temperat ra oznaczenie wytwórcy: sa – podgrzewania wstępnego: 200°c – drutu: a trod 12 50 – międzyściegowa: 200°c – elektrod: – suszenie (temp./czas): – r ka cieplna niewymagana: niewymagana az/topnik gaz o łon pnn is 14175 wymagana: zgodnie z instr. oc nr: rodzaj: 21 natężenie przepływu gazu: in ormac e dodatkowe – osłonowego: 12÷15 l/min brzegi łączonych elementów oczyścić do metalicznego – formującego: – połysku na szerokości 40 mm. lektroda wol ramowa – po każdej warstwie dokładnie usunąć odpryski i wysypki rodzaj: – żużla przez szlifowanie. średnica: długość wylotu drutu: 10÷15 mm 46 przegląd spawalnictwa 3/2014 nio ki dobór metody spawania ma wpływ na wytrzymałość i bezpieczeństwo konstrukcji spawanych ram samochodowych. użycie metod spawalniczych niskotlenowych do łączenia elementów ram samochodowych pozwala uzyskać stopiwo o wyższej wytrzymałości na rozciąganie, wyższej granicy plastyczności oraz większej wytrzymałości zmęczeniowej. ponadto stosowanie spawalniczej metody niskotlenowej w pracach naprawczych przekłada się na bezpieczną eksploatację pojazdu. literat ra [1] węgrzyn t., miros m.: wytrzymałość złączy spawanych w ramach samochodów ciężarowych. przegląd spawalnictwa 2010, nr 3. [2] złoty p.: transport. technika motoryzacyjna. polskie czasopismo dla transportu i warsztatów. 2007, nr 5, s. 20÷25. [3] praca zbiorowa, poradnik inżyniera. spawalnictwo. t. 2. warszawa, wnt 2005. [4] strona internetowa: http://www.zakmet.de/?target=nowo%b6ci. dostęp: 16.05.2012. [5] strona internetowa: http://www.zakmet.de/source/ asb16000.pdf. dostęp: 16.05.2012. [6] strona internetowa: http://www.amk.com.pl/?produkty:automatyzacja_spawania:spawanie_naczep. dostęp: 16.05.2012. [7] strona internetowa: http://www.kontenery.weldon.pl/pytania-i-odpowiedzi/. dostęp: 16.05.2012. krajowa konferencja nowych rozwiązań dla motoryzacji to pierwsze spotkanie rozpoczynające cykl zjazdów organizowanych przez śląskie centrum szkoleniowe, których tematem będą trzy najbardziej newralgiczne zakresy tematyczne związane z branżą motoryzacyjną, tj. spawanie, badania oraz optymalizacja. tegoroczna konferencja zaplanowana została w terminie 29-30 maja 2014 r. w centrum konferencyjnym rysy nosalowy dwór w zakopanym. merytoryczne aspekty sesji plenarnych przygotowywane są przez komitet naukowy wybitnych praktyków wielu uczelni wyższych naszego kraju. grono partnerów konferencji stanowią, zarówno doradcy działający na rynku polskim, jak i światowi producenci marek pojazdów. wszyscy uczestnicy konferencji, oprócz udziału w prelekcjach, będą mieli możliwość uczestnictwa w warsztatach, a także sesjach plakatowych. zainteresowanych współtworzeniem naszych spotkań zapraszamy do kontaktu: (32) 760 59 28 oraz do odwiedzenia naszej strony internetowej: www.scs-szkolenia.pl, na której znajdą państwo więcej informacji nt. konferencji. r r n r 201410_pspaw.pdf 60 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 compaction and welding   of copper-stranded wires   by resistance heating brykietowanie końców lin miedzianych z wykorzystaniem nagrzewania oporowego tobias broda katharina franke bernd kranz steffen keitel dipl.-ing tobias broda, dipl.-ing katharina franke, dr.-ing. bernd kranz, prof. dr.-ing. steffen keitel – schweißtechnische lehrund versuchsanstalt slv halle gmbh autor korespondencyjny/corresponding author: broda@slv-halle.de abstract resistance welding is widely recognised as a safe and economical welding method, benefits that also apply to compaction and welding of copper-stranded wires. few published studies have documented this, but there has so far not been any scientifically established methodology in this regard. the works presented here cover compaction and welding of copper-stranded wires. the application-oriented studies present the bonding mechanism and examination of strands towards defining a general parameter window, giving users a very simple tool for parameterisation. we first examined the bonds using three-point bending tests first, and discovered a correlation between bending force and strand cross-section area. this led to the introduction of a factor with general validity. compacting factor k is a simple factor for specifying strand compaction, involving the properties and therefore options for further processing such as in projection welding. keywords: resistance welding, wire strands, compacting, copper, conductors, metallic continuity, parameter field, sintering, projection welding streszczenie zgrzewanie oporowe jest szeroko postrzegane jako stosunkowo bezpieczna i ekonomiczna metoda spajania, która może być zastosowana do brykietowania końców przewodów, linek i taśm miedzianych. w literaturze trudno o kompleksowe opracowanie tego zagadnienia. prezentowana praca obejmuje brykietyzację (zagęszczanie) końców przewodów (lin) miedzianych. badania zorientowano na ujawnienie mechanizmu wiązania i badania właściwości zgrzein oraz na określenie „okna” parametrów, dając użytkownikom bardzo proste narzędzie do parametryzacji procesu. właściwości zgrzein badano za pomocą testów zginania i ujawniono korelację pomiędzy siłą zginania a powierzchnią przekroju brykietu. wprowadzono współczynnik zagęszczenia k jako prosty czynnik określający zagęszczenie włókien. słowa kluczowe: zgrzewanie oporowe, brykietowanie kabli miedzianych 61przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 compacting a strand allows strands to be processed in the same way as non-stranded conductors. resistance projection welding is enough for smaller cross sections, and is tried and trusted for cross-section areas smaller than 10 mm², which corresponds to a 3 mm diameter non-stranded conductor. larger strand cross-section areas require resistance brazing. figure 2 shows a projection weld on a compacted conductor with a cross-sectional area of 6 mm² onto cusn0,15 r360 metal sheet, t = 1.2 mm. figure 3 shows a resistance-brazed weld on a compacted conductor at 50 mm² cross-section area onto cu-dhp r390 metal sheet, t = 2 mm. introduction metallic continuity in electric conductors to consumer load using resistance welding has seen increasing importance as mechanical connections are not stable in the long term [1]. compacting strands with direct resistance welding has not been given a sufficiently methodological basis to enable users to set up a welding system quickly and without using a large number of test pieces. in addition, no basis of assess-ment has been developed for compacted strands. flexible conductors are used to connect up electrical assemblies. secure connection conditions require collecting individual wires in a fine-strand or ultra-finestrand conductor – usually referred to as a strand. there are several methods available, and resistance welding compacting is one such method that does not require additional or auxiliary materials (fig. 1). fig. 1. 25 mm2 strand (left) compacted by resistance welding (right) rys. 1. przewód miedziany 25mm2 (lewa strona) po zbrykietowaniu przez zgrzewanie oporowe (prawa strona) fig. 2. resistance projection weld on a resistance-compacted strand, cross-section area 6 mm2 rys. 2. zgrzeina oporowa zbrykietowanej oporowo końcówki liny miedzianej o przekroju 6 mm2 fig. 3. resistance brazing on a resistance-compacted strand, crosssection area 50 mm2 rys. 3. luto-zgrzewana zbrykietowana oporowo końcówka liny miedzianej o przekroju 50 mm2 resistance heating on strands like all resistance welding-based methods, strand compaction is based on resistance heat for creating bonds with metallic continuity using thermal and mechanical energy. the mechanical energy is applied as a static force using electrodes. the thermal energy is supplied from heat developing between the electrodes according to the joule’s law: 2 w t o t cq i r t= ⋅ ⋅ iw2 – welding current rtot – total electrical resistance tc – current time joule’s law describes heat development by resistance heating on the assumption that welding current and resistance during current time remain constant, which is not true in the real world as the resistance, and often welding current, depend on process-related dynamic variables as shown in figure 4. fig. 4. resistance projection weld on a resistance-compacted strand, cross-section area 6 mm2 rys. 4. przebieg zmian rezystancji i natężenia prądu podczas zgrzewania oporowo zbrykietowanej końcówki liny miedzianej 62 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 experimental procedure base materials we performed the tests on single strands of 0.25 mm² to 50 mm² cross-section area; table i shows all the strands. note that the actual area anet almost always deviates from the nominal diameter, which is derived from conductor resistance associated with a specific strand cross-section [2]. the strands were made of annealed oxygen-free copper with and without metallic coating. welding equipment preliminary remarks all forms of current source are used except capacitor discharge. inverter dc (1÷25 khz), transistor-controlled dc and ac at various frequencies may be used. the current is under constant control while welding. a fixed phase angle can be used for applying ac. limit seating is especially beneficial in dc sources; the dc current is cut in milliseconds once the electrode reaches a preset position. the mechanical components in welding equipment come in a variety of forms. the strands from 0.25 to 6 mm² were biaxially compacted, and strands from 16 to 50 mm² were uniaxially com-pacted (with stationary ceramic jaws) with comparative uniaxial tests using a moving ceramic jaw. the different equipment types are shown below. uniaxial strand compaction using stationary ceramic jaws this technique involves inserting the upper electrode between the ceramic jaws to the strand. the ceramic jaws move to a fixed stop and remain there during compaction; the fixed stop may be the lower electrode. nominal diameter an/mm² surface area of the copper component anet/mm² number of wires n diameter of a wire ds/mm 0.25 mm² 0.25 14 0.150 0.75 mm² 0.71 25 0.190 1.5 mm² 1.41 30 0.245 4 mm² 3.76 55 0.295 6 mm² (1) 5.42 82 0.290 6 mm² (2) 5.94 84 0.300 16 mm² 12.90 455 0.190 25 mm² 22.63 798 0.190 50 mm² 43.07 1,519 0.190 0.75 mm² + sn 0.68 24 0.190 6 mm² + sn 5.58 79 0.300 0.75 mm² + ni 0.61 24 0.180 table i. copper strand structure tablica i. właściwości przewodów miedzianych typu linka the gap between the upper electrode and ceramic jaws must not exceed 0.05 mm to prevent friction between the upper electrode and the ceramic jaws, and to keep the annealed copper from penetrating. fig. 5. uniaxial strand compaction device with stationary ceramic jaws rys. 5. jednoosiowe zagęszczanie z ruchomą formą ceramiczną uniaxial strand compaction using moving ceramic jaws this form of uniaxial strand compaction involves the upper electrode forcing one of the ceramic jaws to travel with the electrode in the direction of force. the other ceramic jaw is pressed against a stop to keep a gap from the upper electrode as above as shown in the diagram in figure 6. fig. 6. uniaxial compaction with a moving ceramic jaw rys. 6. jednoosiowe zagęszczanie z ruchomą formą ceramiczną 63przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 biaxial strand compaction biaxial strand compaction involves all of the neighbouring elements in the compacting space moving relatively. while one electrode is fixed, the ceramic jaw moves along this electrode and moves the other electrode with it. the positive coupling effect on electrodes and ceramics means that the forces are always equal. fig. 7. biaxial compaction with two moving ceramic jaws rys. 7. dwuosiowe zagęszczanie z ruchomą formą ceramiczną test assessment we first evaluated the compacted strands in a three-point bending test (fig. 8), always calculating the welding cross-section area by measuring the edges. the relationship between bending force fb and cross-section area after welding aw (fig. 9) eliminates the requirement for bending force measurement. measuring the edge lengths to calculate the cross-section area is sufficient. fig. 8. three-point test diagram (left) and in practice (right) rys. 8. schemat testu trójpunktowego (lewa strona) i widok rzeczywisty przyrządu do testowania zgrzein (strona prawa) fig. 9. relationship between bending force and strand cross-section after welding a 6 mm2 copper strand rys. 9. zależność pomiędzy siłą zgrzewania i przekrojem czynnym brykietu na końcu linki 6 mm2 meaningful evaluation of strands required defining a new factor, compacting factor k, the ratio of net crosssection area (metal component in a conductor) to gross cross-section area (corresponding to the cross-section area after welding, ac). k = anet agros note: anet often deviates from nominal diameter an, and this must be taken into account. anet is calculated from wire diameter and number of wires. this means that compaction at k<1 results in spaces. at k≥1, all of the spaces have been closed. note that the size of k for k<0.8 is no longer valid since it can be assumed that no compaction has taken place (no bonding between wires). a percentage of k may be used, such as k=95%. results the test demonstrated that compaction at 85%≤k≤100% are best suited for subsequent processes due to good bond strength. individual wires may fray from the bonded (and compacted) strand at levels below k = 85%. values above k = 100% indicate strands weakened beyond tolerance levels. the metallic continuity indicates low transition resistance, slightly weakening the strand in the process. mechanically, the compacted strand will withstand springs or screws; this is beneficial in its effect on projection welding on the compacted strand. welding area charts have been prepared for these limits of 85%≤k≤100%. figure 10 shows one such chart as an example for a 0.75 mm² copper strand. note that the welding current range is greater at shorter current times than at longer times. current times at tw>300 ms are unnecessary from a practical point of view; this is uneconomical and may lead to excess heat dissipation in uncompacted strands and thermal damage to the insulation. fig. 10. welding area chart for a 0.75 mm2 copper strand rys. 10. “okno” parametrów zgrzewania linki miedzianej 0,75 mm2 64 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 a relationship was found in the welding area charts allowing us to use just one factor for all welding parameters, the current area as as calculated from the required compacting length and width. this corresponds to the projected current area in a strand, or the surface on which the electrode force is applied and through which the welding current is transmitted, see figure 11. electrode force fe is calculated over a specific electrode force fe = 100 n/mm²: the other resulting variables are shown in figure 12. fig. 11. current area in a copper strand rys. 11. czynna powierzchnia linki miedzianej fig. 12. current area current time welding current chart rys. 12. czynna powierzchnia, czas przepływu prądu, wykres przebiegu prądu zgrzewania the following example demonstrates the formula in use and the chart in figure 12: a strand with a nominal diameter of 6 mm² needs to be compacted: compacting length l = 8 mm, breadth b = 3 mm. the welding parameters need to be determined. in addition, a compacting factor k = 92% is required as calculated according to compacting height h. the compacting length l and breadth b yields current area aw: ac = l • b = 8 mm • 3 mm ac = 24 mm 2 this yields the electrode force: fe = fe • ac = 100 n • 24 mm 2 mm 2 fe = 2400 n the current range chart (fig. 12) shows the current time and welding current. the current time may be read at a rounded value. tw ≈ 100 ms it is advisable to increase the current gradually from the beginning of the compacting process to avoid voltage spikes and spatter (see fig. 4). tup = 50 ms the welding current depends on the desired compacting factor of k = 92%. this is approximately midway between the blue and red curve in figure 12. iw,85 = 8 ka and iw,100 = 11,5 ka starting at iw = 8 ka, the current is increased until k = 92% is reached. the strand width b is 3 mm. the strand height l needs to be calculated. figure 13 shows the strand in trans-verse section. the number of the copper wires is n = 82 at a diameter of d = 0.29 mm each. this is used to calculate the net copper cross-section anet in the strand: anet = n • π • d2 = 82 • π • (0,29 mm)2 4 4 anet = 5,4 mm 2 from: k = anet agros agros = b • h h = anet = 5,4 mm k • b 0,92 • 3 mm h = 1,95 mm a welding machine with limit seating may be used for reproducible production of strands with a constant compacting factor. fig. 13. cross section of a 6 mm² copper strand rys. 13. przekrój liny miedzianej 6 mm² figure 14 shows welds at iw = 22 ka on 16 mm² strands based on each ten compactions at the target compacting factor of k = 100%. first, cut-off was always at tc = 100 ms. subsequently, the experiments were performed again using the limit seating (electrode displacement). electrode displacement was s = 250 µm. both cut-off options achieved approximately the same compacting factor of k ≈ 101%, but the results of the time-out were less consistent, so limit seating was taken as more suitable. 65przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 fig. 14. limit seating compared to time-dependent cut-off on a 16 mm² stranded wire rys. 14. zakres przemieszczania elektrod (podczas brykietowania liny miedzianej 16 mm²) w relacji do czasu zgrzewania bonding mechanism in detail microsections were taken to examine the relevant processes in bonding. resistance welding in copperstranded wire is based on knowledge gained from research on diffusion processes. the copper does not melt; [3] and the micrographs in figure 15 show that strand compaction involves solid-phase sintering with only one material component. pressure and heat are both involved, so this is pressure sintering. unlike sintering, this does not involve spherical particles as these are rod-shaped elements. a current time or welding current limit halts the sintering process for varying compacting factors as shown in figure 16. fig. 15. bonding in strand compaction rys. 15. stopniowe zgrzewanie włókien liny we planned to take thermographic images to estimate the temperatures during strand compaction, but were not able to achieve accurate temperature calibration. radiation reflection and process dynamics did not yield usable results in spite of high-speed thermography. however, the results did reveal how the process works thermally. the test set-up had to be prepared to visualise the process, which involved compacting a 6 mm² strand at the full electrode length (16 mm) for the strand to reach the edge of the electrode. the thermal images showed different stages of heating with the contact point between electrodes, ceramic jaw and strand at the beginning of the process. the heat then increased in the electrodes and ceramics until the highest temperature was reached at the end of the current time; heating was relatively low in the ceramics and electrodes. heat dissipated in ceramics and electrodes in the holding time. the heat dissipated almost completely from the electrodes from the opened tool, with residual heat only in the stranded wire and ceramics. it can be assumed that the heating effect is a result of hindered heat dissipation from the electrodes and ceramics and constriction resistance. fig. 16. strands at varying compacting factors rys. 16. włókna liny przy różnym współczynniku zagęszczenia summary resistance welding is an economical solution for compacting copper-stranded wires. the results pre-sented here from a research project are the first to assist users with a factor depending on current area. in addition, the authors recommend limit seating applied to electrode displacement. the bonding mechanism is based on diffusion processes; the heat required for this purpose is applied by heat accumulation in the electrodes and ceramics in combination with heat resistance. a dvs instruction is being drawn up based on these results. future work will examine the influence of type of current and kinematics. other topics include simulating the thermal processes involved, in particular heat dissipation and consequently strand deformation. 66 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 references [1] poje, r.; fröhlich, b.; bendisch, w.: schweißen von batteriepolanschlusskabeln widerstands-schweißen ersetzt mechanische fügetechnik, 20. dvs-sondertagung „widerstandsschweißen 2007“, duisburg, 2007. [2] din en 60228 : 09/2005: leiter für kabel und isolierte leitungen. [3] zäh, m.: wirtschaftliche fertigung mit rapid-technologien, hanser verlag, münchen, 2006. the igf project no. 17.395 by forschungsvereinigung schweißen und ver-wandte verfahren e.v. research association on welding and related proc-esses was sponsored by the igf programme for the promotion of industrial research by the federal ministry of economics and technology via the aif, and is based on a motion passed by the german parliament. we are grateful for the funding in this research, and the companies for their support in the project and the time invested during and outside the project-related committees. przegląd spawalnictwa uruchomił możliwość wolnego dostępu do pełnych treści artykułów w ramach open access library. artykuły w języku angielskim w formacie pdf zamieszczane są na stronie internetowej redakcji: www.pspaw.pl. autorów zainteresowanych publikacją w open access library prosimy o przesyłanie artykułów w języku polskim i angielskim. w miesięczniku nastąpi publikacja w języku polskim, a tekst w języku angielskim zostanie zamieszczony na stronie internetowej. przegląd spawalnictwa welding technology review open access library wydział mechaniczny politechniki wrocławskiej katedra materiałoznawstwa, wytrzymałości i spawalnictwa zarząd główny simp politechnika świętokrzyska centrum laserowych technologii metali pśk i pan zapraszają do udziału w: 4. międzynarodowej konferencji naukowej natryskiwania cieplnego i napawania wrocław 22-24.09.2015 r na temat: „postęp, zastosowania i nowoczesne technologie” temporary maintenance temporary maintenance the web server for is currently undergoing some maintenance. try this page again what happened? servers and websites need regular maintnance just like a car to keep them up and running smoothly. what can i do? if you're a site vistor if you need immediate assistance, please send us an email instead. we apologize for any inconvenience. if you're the site owner the maintenance period will mostly likely be very brief, the best thing to do is to check back in a few minutes and everything will probably be working normal agian. 201206_pspaw.pdf 37przegląd spawalnictwa 6/2012 andrzej winiowski niezgodności złączy lutowanych spoiwami twardymi i przyczyny ich powstawania imperfections in brazed joint and sources  of their formation dr inż. andrzej winiowski – instytut spawalnictwa, gliwice. streszczenie omówiono rodzaje niezgodności lutowniczych oraz fizykochemiczne i technologiczne przyczyny ich powstawania. scharakteryzowano również normę pn-en iso 18279 lutowanie twarde – niezgodności w złączach lutowanych na twardo. abstract types of brazing imperfections and physical, chemical and technological sources of their formation have been presented. additionally pn-en iso 18279 brazing – imperfections in brazed joints standard has been discused. wstęp podczas lutowania twardego, a więc lutowania spoiwami o temperaturze topnienia wyższej niż 450°c (723 k), nie dochodzi przetapiania brzegów łączonych materiałów, lecz tylko ich nagrzania do temperatury lutowania i stopienia spoiwa (lutu). połączenie lutowane powstaje w tych warunkach w wyniku występujących zwykle kompleksowo zjawisk charakterystycznych dla teorii kapilarności (zwilżenie materiału łączonego przez lut, rozpływanie się lutu po powierzchniach łączonych materiałów, wnikanie kapilarne lutu w szczelinę złącza) i w wyniku oddziaływania rozpuszczeniowo-dyfuzyjnego pomiędzy ciekłym lutem i materiałem łączonym w stanie stałym. jeżeli oddziaływanie między lutem i materiałem łączonym ogranicza się wyłącznie do zjawisk kapilarnych, powstaje połączenie bezdyfuzyjne typu adhezyjnego. efektem procesu lutowania jest lutowina utworzona w części centralnej ze stopiwa lutowniczego, powstałego ze stopionego spoiwa – lutu (może zawierać również składniki materiałów łączonych) i obejmująca od strony materiałów łączonych strefy przejściowe – dyfuzyjne [1÷6]. ta odmienność procesów fizykochemicznych stanowiących podstawę tworzenia połączeń lutowanych w porównaniu z połączeniami spawanymi i zgrzewanymi powoduje, że również niezgodności lutownicze mają nieco odmienny charakter od niezgodności spawalniczych i zgrzewalniczych. dotyczy to również lutozgrzewania i lutospawania (gazowego, łukowego, laserowego i wiązką elektronów). w artykule przedstawiono typowe niezgodności lutownicze i podstawowe przyczyny ich powstawania, a także komentarz do stosowania obowiązującej normy pn-en iso 18279 lutowanie twarde. niezgodności w złączach lutowanych na twardo. rodzaje niezgodności w połączeniach lutowanych lutami twardymi i przyczyny ich powstawania niezgodności lutownicze występujące w połączeniach wykonanych przez lutowanie twarde można podzielić na następujące rodzaje: – pęknięcia, – pustki, – wtrącenia stałe, – brak połączenia, – niezgodności kształtu i wymiarów, – inne niezgodności. niezgodności te dzieli się na: zewnętrzne – powierzchniowe, które obejmują: pęknięcia (powierzchniowe), porowatość powierzchni lutowiny, niezgodności 38 przegląd spawalnictwa 6/2012 kształtu i wymiarów złącza, przetopienie miejscowe, chropowatość powierzchni lutowiny, wniknięcie topnika w powierzchnię lutowiny i jego pozostałości na złączu, rozprysk lutu, barwy nalotowe (cieplne), erozję powierzchni materiałów łączonych itp; wewnętrzne, takie jak: pęknięcia (wewnętrzne), brak połączenia, wtrącenia stałe (metaliczne, tlenkowe, topnikowe), pustki gazowe, przyklejenie lutowiny, skutki nadmiernego przereagowania spoiwa z materiałem podstawowym itp. [4÷7]. pęknięcia lutownicze pęknięcie lutownicze definiuje się zwykle jako ograniczone rozdzielenie materiału w wyniku występowania naprężeń rozciągających. pęknięcia mogą być ułożone podłużnie lub poprzecznie względem osi złącza i występować w lutowinie lub na jej granicy (w stopiwie lutowniczym lub w strefie dyfuzji), a także w strefie wpływu ciepła w materiale łączonym oraz w materiale łączonym poza strefą wpływu ciepła [3÷7]. ze względu na mechanizm powstawania, pęknięcia w połączeniach lutowanych dzieli się na zimne, powstające podczas chłodzenia połączenia lutowanego w temperaturze do ok. 200oc, i gorące, występujące w wyższych temperaturach. przyczyną zimnych pęknięć, występujących na ogół w obrębie lutowiny w stopiwie lutowniczym lub w strefach dyfuzyjnych złącza, jest najczęściej powstawanie w strukturze złącza kruchych faz międzymetalicznych i mieszanin eutektycznych (rys. 1). pęknięcia te mogą być także wynikiem zbyt szybkiego chłodzenia złącza po lutowaniu wskutek dużej różnicy rozszerzalności cieplnej między łączonymi materiałami lub lutowiną (lutem) i łączonym materiałem. pęknięcia gorące, występujące czasem w lutowinach w stopiwie lutowniczym, powstają na ogół w procesie krystalizacji lutowiny lub poniżej jej temperatury solidusu podczas poligonizacji granic ziaren. bezpośrednią przyczyną tych pęknięć jest zbyt mała (przy stosunkowo wysokich naprężeniach podczas krzepnięcia) wytrzymałość i zdolność do odkształcenia lutowiny lub występujących w niej niżej topliwych faz. szczególnie narażone na takie pęknięcia są lutowiny wykonane wieloskładnikowymi spoiwami o szerokim zakresie krystalizacji. pęknięcia w materiale lutowanym powstają najczęśściej przy lutowaniu materiałów o małej plastyczności i rozszerzalności cieplnej. ich przyczyną może być również dyfuzja lutu do materiału łączonego, np. w warunkach słabej rozpuszczalności lutu w tym materiale. pustki niezgodności tego typu obejmują: drobne i obszerne pęcherze gazowe (powierzchniowe, pojedyncze lub grupowe w postaci gniazd lub łańcuchów) oraz pory powierzchniowe. ze względu na mechanizm powstawania pęcherze i pory w połączeniach lutowanych można podzielić na: gazowe, usadowe i dyfuzyjne [3÷7]. pęcherze gazowe powstają najczęściej w wyniku miejscowego braku zwilżenia powierzchni materiału łączonego przez ciekły lut, wydzielania się gazów z ciekłej lutowiny przy krzepnięciu (wraz z obniżeniem temperatury zmniejsza się rozpuszczalność gazów), a niekiedy również w wyniku odgazowania materiałów łączonych w strefie przyległej do lutowiny (rys. 2). mogą też powstawać podczas nagrzewania z zanieczyszczeń organicznych i tlenkowych na powierzchniach łączonych materiałów oraz w wyniku miejscowego odparowania lutu i topnika lub ich składników o niskich temperaturach wrzenia. pęcherze (pustki) usadowe powstają niekiedy w przestrzeniach międzydendrytycznych przy krzepnięciu lutowin, wykonanych lutami o bardzo szerokim zakresie krzepnięcia. pęcherze (pustki) dyfuzyjne powstają natomiast w wyniku nierównomiernej dyfuzji składników (np. efektu kirkendalla) w złączu w procesie jego powstawania lub podczas wyżarzania ujednoradniającego (dotyczy to np. homogenizacji połączeń lutowanych dyfuzyjnie), czy też w eksploatacji połączeń lutowanych w wysokiej temperaturze. występowaniu pęcherzy (pustek) w połączeniach lutowanych sprzyjają też: zbyt wysoka temperatura i długi czas lutowania, nierównomierne nagrzanie złącza lub wadliwa konstrukcja połączeń, uniemożliwiająca całkowite wypchnięcie przez ciekły lut na zewnątrz powietrza ze szczeliny lutowniczej. rys. 1. pęknięcie zimne pomiędzy kruchymi fazami w połączeniu stal nierdzewna (góra) – tytan (dół), lutowanym spoiwem srebrno -miedzianym w próżni. traw. odczynnikiem buehler fig. 1. cold crack between brittle phases in stainless steel (up) – titanium (down) joint brazed with silver – cooper filler metal in vaacum. etch. buehler rys. 2. pęcherze gazowe w połączeniu elementów mosiężnych lutowanych spoiwem srebrnym i topnikiem fluorkowym. traw. fecl3 fig. 2. gas pore in joint of braze elements brazed with silver filler metal and fluoride flux. etch. fecl3 39przegląd spawalnictwa 6/2012 wtrącenia stałe wtrącenia stałe, występujące w lutowinach, mogą być niemetaliczne i metaliczne. do pierwszych należą przede wszystkim wtrącenia tlenkowe i topnikowe, a do drugich wtrącenia obcych metali [3÷7]. wtrącenia tlenkowe (tlenki z powierzchni materiałów łączonych) występują zwykle na granicach lutowiny. ich źródłem są źle oczyszczone powierzchnie łączonych materiałów. w wyniku reakcji metalurgicznych pomiędzy reaktywnymi składnikami lutów i gazami z atmosfery w lutowinie mogą powstawać również wtrącenia węglików i azotków. wtrącenia topnikowe (topnik, żużel topnikowy) występują w lutowinie lub na jej powierzchni w przypadku stosowania zbyt niskiej temperatury lub zbyt krótkiego czasu lutowania, niewłaściwego dozowania lutu (np. z obydwu stron) do szczeliny lutowniczej złącza, stosowania topników o zbyt dużej gęstości w porównaniu z gęstością ciekłego lutu oraz zastosowania zbyt małych szczelin lutowniczych w złączach. powstawaniu takich wtrąceń sprzyja nadmiar topnika lutowniczego. wtrącenia obcych metali mogą pochodzić z zewnątrz, np. z elementów oprzyrządowań mocujących i ustalających położenie łączonych części. brak połączenia niezgodności tego typu obejmują: przyklejenie lutowiny, a więc brak lub niedostateczne połączenie o ciągłości fizycznej pomiędzy materiałem łączonym i lutowiną, miejscowy brak wypełnienia lutem szczeliny złącza oraz niedolutowanie, tj. niepełne wniknięcie lutu do szczeliny złącza na całej długości (rys. 3) [3÷7]. pierwsza z tych niezgodności, przyklejenie lutowiny, jest powodowana zwykle brakiem właściwego zwilżenia przez lut jednej lub obu powierzchni łączonych materiałów. sprzyja temu utleniona lub zanieczyszczona substancjami organicznymi powierzchnia łączonego materiału, mała aktywność topnika lub atmosfery kontrolowanej w procesie lutowania, zbyt mała ilość topnika, a także za niska temperatura i zbyt krótki czas lutowania. przyczyną braku wypełnienia lutem szczeliny złącza oraz niedolutowania może być np.: zastosowanie zbyt małej lub zbyt dużej szczeliny lutowniczej, czy też zbyt szerokiej zakładki złącza. może też wynika z zastosowania zbyt małej ilości lutu (zwłaszcza niedolutowania) lub topnika, a także niskiej temperatury (niedogrzania części) i krótkiego czasu lutowania. niezgodności kształtu i wymiaru złącza do niezgodności tego typu należą [3÷7]: – nadmiar lutu, – niezgodności kształtu złącza, – liniowe przemieszczenie elementów złącza, – kątowe przemieszczenie elementów złącza, – odkształcenie złącza, – miejscowe stopienie/przetopienie wskośne złącza lub materiału łączonego w przyległym obszarze, – nadtopienie powierzchni łączonego materiału, – erozja powierzchni złącza w wyniku agresywnego oddziaływania lutu, – chropowatość powierzchni złącza, – niedomiar lutu/wklęsła wypływka pochwinowa (pachwina) lutowiny, – niedostateczna wypływka pochwinowa (pachwina) lutowiny, – nieregularna wypływka pochwinowa (pachwina) lutowiny. przyczyn tych niezgodności należy upatrywać w zastosowaniu zbyt dużej ilości lutu lub jego niewłaściwej postaci, niedostatecznym ustaleniu położenia elementów lutowanych, źle zaprojektowanym oprzyrządowaniu pomocniczym do lutowania (liniowe i kątowe przemieszczenie elementów, odkształcenie złącza), czy też doprowadzeniu nadmiernej ilości ciepła w wyniku źle dobranego źródła ciepła przy lutowaniu. powodami mogą być również: zbyt wysoka temperatura i długi czas lutowania, brak wprawy w operowaniu źródłem ciepła przy lutowaniu ręcznym (miejscowe stopienie lub przetopienie, nadtopienie powierzchni, erozja), zbyt mała ilość lutu, zbyt szeroka szczelina lutownicza (niedomiar lutu – wklęsła pachwina)), niedostateczne warunki zwilżania, źle dobrany topnik lutowniczy, niedogrzanie lub przegrzanie złącza (chropowatość powierzchni), czy też nieregularne krzepnięcie i likwacja w lutowinie (chropowatość powierzchni, nieregularna lub niedostateczna pachwina). inne niezgodności trzeba też zauważyć niezgodności, które nie są sklasyfikowane w przedstawionych powyżej grupach. należą do nich [3÷7]: – odpryski lutu na powierzchni łączonych elementów, – cieplne barwy nalotowe (utlenienie) na powierzchni złącza, – wtrącenia lub pozostałości topnika nieusunięte ze złącza po lutowaniu, – nadmierne rozpłynięcie lutu, ślady trawienia materiału łączonego przez topnik. rys. 3. niedolutowanie w złączu mosiężnym lutowanym spoiwem srebrnym i topnikiem fluorkowym. traw. fecl3 fig. 3. incomplete penetration in braze joint brazed with silver filler metal and fluoride flux. etch. fecl3 40 przegląd spawalnictwa 6/2012 przyczyny powstawania tych niezgodności przedstawiono już wcześniej. i tak, do podstawowych przyczyn powstawania odprysków lutu na powierzchniach materiałów łączonych należy zagazowanie i zawilgocenie lutu lub topnika oraz jednoczesne przegrzanie lutu i niedogrzanie materiału łączonego. cieplne barwy nalotowe i utlenienie złączy mogą być wywołane niedostateczną osłoną topnikową lub zanieczyszczoną atmosferą kontrolowaną w procesie lutowania. nadmierne przereagowanie lutu z materiałami łączonymi może nastąpić w przypadku dostarczenia nadmiernej ilości ciepła do złącza, stosowania zbyt długiego czasu lutowania lub zbyt dużej ilości lutu. ważna jest również wysoka skłonność lutu i materiału łączonego lub ich składników do intensywnego oddziaływania fizykochemicznego. przyczyną wtrąceń i pozostałości topnikowych na powierzchni lutowiny może być źle dobrany topnik, jego nadmiar, a także zbyt niska temperatura oraz krótki czas lutowania. nadmierne rozpłynięcie lutu może natomiast wystąpić po przegrzaniu łączonych elementów lub jednego z nich, a także w przypadku zastosowania nadmiaru lutu i topnika. występowaniu tego zjawiska sprzyja chropowata powierzchnia łączonego materiału (np. po zgrubnej obróbce skrawaniem), której nierówności stanowią kapilarne mikroszczeliny dla ciekłego lutu. klasyfikacja niezgodności lutowniczych wg pn-en iso 18279:2008 i poziomy jakości połączeń lutowanych w normie pn-en iso 18279 lutowanie twarde – niezgodności w złączach lutowanych na twardo przedstawiono rodzaj, kształt i położenie niezgodności lutowniczych. niezgodności lutownicze są definiowane jako „nieprawidłowości w złączu lutowanym, a także przemieszczenie się elementów lutowanych względem zamierzonej pozycji i kształtu podzespołu lutowanego, gdy przemieszczenie to zależy tylko od lutowania”. wszystkie niezgodności lutownicze sklasyfikowano w sześciu grupach: pęknięcia (grupa i), pustki (grupa ii), wtrącenia stałe (grupa iii), brak połączenia (grupa iv), niezgodności kształtu i wymiarów (grupa v), niezgodności różnorodne (grupa vi). dalsze rozróżnienie jest dokonane pomiędzy zewnętrznymi i wewnętrznymi niezgodnościami, które występują w połączeniach lutowanych. w normie pn-en iso 18279 podano również proponowane dla poszczególnych typów niezgodności granice ich występowania w celu określenia poziomów jakości połączeń lutowanych. ustalono trzy poziomy jakości połączeń lutowanych, wyznaczających wymagania: d – umiarkowany, c – pośredni, b – ostry. przewidziano jeszcze poziom a przeznaczony dla szczególnie ostrych wymagań w specjalistycznych zastosowaniach lutowania. w zakresie tej klasyfikacji poziomów jakości połączeń lutowanych autorzy normy zwracają uwagę na ograniczoną możliwość jej zastosowania [8]. zastosowanie poziomów jakości dla złączy lutowanych może być skuteczne bowiem tylko wtedy, kiedy jest określony wpływ wykazanych niezgodności na eksploatację złączy. w złączach lutowanych występują niezgodności, które są uznawane za szkodliwe w każdym przypadku lub też uznawane za szkodliwe lub nieszkodliwe w różnych przypadkach zastosowań, w zależności od wymagań eksploatacyjnych stawianych złączom. ocena wpływu wymienionych niezgodności na funkcjonowanie złączy podczas eksploatacji jest trudna, gdyż nie prowadzono dotychczas wiarygotnych badań w tym zakresie, jak np. dla złączy spawanych. korzystając z praktycznych doświadczeń przemysłowych, w normie pn-en iso 18279 klasyfikującej szczegółowo niezgodności lutownicze w złączach lutowanych lutami twardymi, podjęto próbę określenia poziomów jakości i przedstawienia proponowanych granic tych niezgodności jedynie dla ogólnych zastosowań. należy je jednak traktować jako propozycje, które mogą być przydatne, gdy brak jest innych szczegółowych przepisów w tym zakresie. wymagania dotyczące funkcjonowania złączy odpowiedzialnych i ważnych konstrukcji lutowanych zaleca się określać, korzystając z odpowiednich dokumentów, np. dokumentacji produkcyjnej lub instrukcji technologicznej wytwarzania. jest również ważne, aby wymagania stawiane poszczególnym złączom lutowanym były szczegółowo przedstawione oraz w pełni udokumentowane przed każdym przystąpieniem do klasyfikacji i w związku z tym możliwe do weryfikacji. spełnienie tych wymagań może być sprawdzane przez badanie albo samego złącza lutowanego, lub też odpowiedniej próbki wytworzonej w warunkach porównywalnych do produkcyjnych. nie można jednak pominąć uwag krytycznych do tej ważnej i potrzebnej normy, dotyczących tłumaczenia na język polski niektórych nazw niezgodności, dokonanych przez weryfikatorów w polskim komitecie normalizacyjnym, niezależnie od komitetu technicznego, w którym ta norma była tłumaczona. i tak, „niedolutowanie” niewłaściwie występuje w niej jako „brak przetopu” (!), „brak wypełnienia lutem szczeliny złącza” jako „niezgodności materiału wypełniającego”, „nadmiar lutu” jako „nadmiar lutowiny twardej”, „nieregularna lub niedostateczna wypływka pachwinowa (pachwina) lutowiny” jako „niewystarczające lub nieregularne zaokrąglenie”, „cieplne barwy nalotowe” jako „zmiana barwy”, „wtrącenie topnikowe” jako „wyciek topnika”, „nadmierne rozpłynięcie lutu” jako „nadmierne rozpłynięcie lutowiny twardej” itp. 41przegląd spawalnictwa 6/2012 literatura [1] praca zbiorowa: brazing handbook. aws, miami, florida, 2007. [2] schwartz m.: brazing. asm international, material park, ohio, 2003. [3] laško n.f., laško s.v.: pajka metałłov. mašinostrojenie, moskva, 1984. [4] praca zbiorowa: spravočnik po pajkie. mašinostrojenie, moskva, 2003. [5] pietrunin j.e.: fiziko-chimičeskije processy pri pajkie. wysšaja škoła, moskva, 1972. [6] pietrunin i.e., markowa i.j., jekatowa a.s.: metałłowiedenie pajki. metałłwurgia, moskwa 1978. [7] czuchryj j., papkala h., winiowski a.: niezgodności w złączach spajanych. skrypt instytutu spawalnictwa. gliwice, 2005. [8] łomozik m., pietras a., stano s., węglowska a., węglowski m., winiowski a.: makroskopowe i mikroskopowe badania metalograficzne materiałów konstrukcyjnych i ich połączeń spajanych. skrypt instytutu spawalnictwa. gliwice, 2009. projekt współfinansowany ze środków unii europejskiej w ramach europejskiego funduszu społecznego „kursy zawodowe, metodą mag i tig – szansą zdobycia dobrego zawodu” szkolenia spawalnicze dla osób niepełnosprawnych jesteś osobą niepełnosprawną? pragniesz doskonalić swoje umiejętności i zdobyć kwalifikacje zawodowe najbardziej poszukiwane na opolszczyźnie? dzięki wsparciu z europejskiego funduszu społecznego możesz skorzystać z darmowych szkoleń zawodowych z zakresu spawania metodami mag 135 i tig 141, będącymi jednymi z najbardziej poszukiwanych na opolszczyźnie kwalifikacji. organizator szkolenia zapewnia: wyżywienie i materiały dydaktyczne. do udziału w szkoleniach szczególnie zapraszamy kobiety. więcej informacji w biurze projektu w opolu, ul. kępska 3-5, pod numerem telefonu: 510 265 115 oraz na stronie: www.profesja1.pl to twoja szansa na lepsze jutro, czy stać cię, by ją zmarnować? ps 10 2015 www.pdf 84 przegląd spawalnictwa vol. 87 10/2015 spawanie złączy doczołowych rur ze staliwa g17crmo5-5 do pracy w podwyższonej temperaturze tube butt welding of cast steel g17crmo5-5 to work at elevated temperature dr inż. marek gucwa, dr inż robert bęczkowski – politechnika częstochowska; inż marcin sobala. autor korespondencyjny/corresponding author: mgucwa@spaw.pcz.pl streszczenie w artykule przedstawiono podstawowe zagadnienia związane ze spawalnością i spawaniem staliwa g17crmo5-5 przeznaczonego do pracy w podwyższonej temperaturze. staliwo to może być wykorzystane do wykonania komory zaworowej turbiny parowej. w pracy opisano sposoby przygotowania materiału do spawania oraz proces spawania metodami tig/mma i obróbkę cieplną po spawaniu. próby spawania przeprowadzono w pozycjach ph i pc. próbne złącza poddano badaniom niszczącym w zakresie: badanie pracy łamania, badanie rozkładu twardości oraz wykonano badania makroskopowe. w otrzymanych wynikach badań zauważalne są różnice w właściwościach złączy wykonywanych w różnych pozycjach co związane jest z ilością ciepła wprowadzonego do złącza podczas procesu spawania. słowa kluczowe: staliwo, spawanie, energia liniowa abstract the article presents basic issues related to weldability and welding of cast steel g17crmo5-5 designed for use at elevated temperatures. this cast steel can be used to perform the valve chamber of the steam turbine . this paper describes how to prepare material for welding and tig welding process / mma and post-weld heat treatment. welding tests carried out in positions ph and pc. the trial joints were tested destructive in terms of: breaking work testing , hardness distribution testing and macroscopic tests were performed. there are noticeable differences in the obtained tests results in the properties of joints made at different positions which is related to the amount of heat introduced into the connector during the welding process. keywords: cast steel, welding, heat input wstęp w przemyśle energetycznym oprócz elementów stalowych stosowane są również element konstrukcyjne wykonane ze staliwa. wykonuje się z nich między innymi kadłuby turbin, komory zaworowe, trójniki itp. elementy odlewane w znaczący sposób mogą ułatwić proces wytwórczy, stanowią jednak podobnie jak stale przeznaczone do pracy w podwyższonej temperaturze pewne wyzwanie dla inżyniera spawalnika [1÷2]. staliwo g17crmo5-5 to niskostopowy materiał do pracy w podwyższonych temperaturach, głównie stosowany w energetyce, np. do wykonywania korpusów turbin parowych [3]. staliwo g17crmo5-5 wymaga podgrzewania wstępnego przed spawaniem oraz określonej energii liniowej spawania, a także obróbki cieplnej po spawaniu. pozwala to wykonanie złączy spawanych spełniających wymagania odpowiednich przepisów en iso 15614-1. zawartość węgla na poziomie 0,16 % można uznać za niską natomiast w połączeniu z zawartością chromu ma istotny wpływ na spawalność (tabica i). węgiel i chrom będą wpływać na utwardzenie swc i mogą doprowadzić do powstania marek gucwa, robert bęczkowski, marcin sobala stref zahartowanych w złączu. dodatek manganu w wysokości 0,63% nie pogarsza spawalności. jego zadaniem jest nadanie odpowiedniej wytrzymałości staliwa. trzeba jednak nadmienić, że nawet niewielkie zawartości siarki ifosforu znacznie pogarszają spawalność, która w przypadku staliw jest w wielu przypadkach ograniczona [4÷6]. c mn cr mo si p s 0,15 0,63 1,22 0,45 0,49 0,012 0,007 tablica i. skład chemiczny staliwa g17crmo5-5 według analizy wytopowej [wag. %]. table i. chemical composition of cast steel g17crmo5-5 according to analysis of the heat grubość łączonych elementów jest jednym z istotnych czynników wpływających na dobór parametrów technologicznych. wraz ze wzrostem grubości materiału i wzrostem równoważnika węgla należy stosować odpowiednie podgrzewanie wstępne. 85przegląd spawalnictwa vol. 87  10/2015 z technologiczne punktu widzenia kształt fazy spawalniczej ma istotny wpływ na jakość powstałego złącza. im mniejszy kąt spawania tym mniejsze zużycie stopiwa i mniejsze naprężenia, ale zbyt małe pochylenie może przyczynić się do powstawania przyklejeń i utrudnić poprawne manipulowanie elektrodą. kąt pochylenia fazy spawalniczej ma również wpływ na kierunek odprowadzania ciepła i współczynnik kształtu spoiny. w przypadku stosowania metod spawania tig/mma pozycja spawania odgrywa dużą rolę. jednym z czynników utrudniającym spawanie w pozycjach przymusowych jest siła grawitacji. aby zmniejszyć skutki tej siły zaleca się spawanie z odpowiednią prędkością i techniką spawania. w zależności od pozycji spawania należy stosować odpowiednie zakresy natężeń prądu. zwykle najwięcej ciepła wprowadza się w pozycji spawania pf dla blachy, a ph dla rury, natomiast najmniejsza ilość ciepła wprowadzona jest w pozycji pc. rys. 1. widok warstwy graniowej od strony lica. pozycja spawania ph fig. 1. view layer of back weld. ph welding position ścieg proces spawania wymiar spoiwa [mm] natężenie prądu spawania [a] napięcie łuku [v] energia liniowa [kj/mm] 1 141 2,4 100-110 11-13 0,88-1,02 2 111 2,5 80-100 22-24 0,61-0,65 3-5 111 3,2 110-130 21-23 0,92-1,04 6-23 111 4 130-150 22-25 0,73-1,26 24-49 111 5 160-190 22-26 0,65-1,16 50-59 111 4 130-150 23-25 0,54-0,61 tablica ii. parametry procesu spawania w pozycji pc table ii. parameters of welding processes in position pc ścieg proces spawania wymiar spoiwa [mm] natężenie prądu spawania [a] napięcie łuku [v] energia liniowa [kj/mm] 1 141 2,4 95-110 11-13 0,67-0,73 2 111 2,5 80-100 20-24 1,87-2,03 3 111 3,2 110-130 21-23 2,86-3,68 4-7 111 4 130-150 22-25 2,84-3,93 8-15 111 5 160-190 22-26 2,82-3,96 16-18 111 4 130-150 22-25 1,61-3,00 19-23 111 3,2 100-120 23-25 1,25-1,95 tablica iii. parametry procesu spawania w pozycji ph table iii. parameters of welding processes in position ph próby spawania materiał podstawowy do spawania o grubości 45 mm i ukosowaniu na u z progiem do 2 mm, przygotowano poprzez obróbkę mechaniczną. fazy spawalnicze przed spawaniem sprawdzono badaniami penetracyjnymi w celu upewnienia się, że na powierzchni nie ma pęknięć. próbne złącza wykonano w pozycjach pc i ph (rys. 1). materiałami dodatkowymi, wykorzystanymi do spawania próbnych złączy były materiały firmy lincoln electric. do spawania użyto pręt lnt 19 oraz elektrody sl 19 g o średnicach 2,5; 3,2; 4; 5 mm. temperaturę podgrzewania wstępnego ustalono na 150 °c, a temperaturę międzyściegową na 350 °c. w pierwszej kolejności rury podgrzewano wstępnie do wykonania spoin sczepnych. spoiny sczepne metodą tig wykonano co 90 stopni. warstwę graniową wykonano metodą tig. kolejne warstwy wykonano elektrodami otulonymi o składzie zbliżonym do składu materiału podstawowego. po spawaniu złącza próbne poddano obróbce cieplnej przez 5 godzin w temperaturze 700 °c. podstawowe parametry procesu spawania przedstawiono w tablicach ii i iii. wyniki badań złączy próbnych głównym celem pracy było określenie właściwości złączy doczołowych rurowych ze staliwa g17crmo5-5 wykonywanych w dwóch różnych pozycja. przed przystąpieniem do badań niszczących wszystkie złącza próbne poddano badaniom nieniszczącym vt, pt i ut. wszystkie badane złącza uzyskały poziom jakości b według normy en iso 5817. w dalszej 86 przegląd spawalnictwa vol. 87 10/2015 kolejności przeprowadzono badania niszczące skupiając się na badaniach makroskopowych, badaniu twardości oraz badaniu pracy łamania. z przygotowanych złączy spawanych w pozycjach pc oraz ph wycięto próbki do badań makroskopowych, na których przeprowadzono również badania rozkładu twardości na przekroju poprzecznym złącza (rys. 2, 3). rys. 2. widok złącza spawanego w pozycji pc fig. 2. view of joint welded in pc position rys. 3. widok złącza spawanego w pozycji ph fig. 3. view of joint welded in ph position badania makroskopowe potwierdziły prawidłowy układ ściegów oraz kształt złącza, które są charakterystyczne dla pozycji spawania ph oraz pc. badania rozkładu twardości w badanych złączach pokazano na rysunkach 4 i 5. w każdym z analizowanych złączy twardość nie przekraczała dopuszczalnej wartości 350hv10. rozkład twardości jest podobny dla spawania w pozycji pc i ph, gdzie maksymalne zmierzone twardości są na poziomie 220hv10 w warstwie licowej złącza. dla złącza spawanego w pozycji pc zauważalne są większe twardości w spoinie od strony grani jak również bardziej nieregularny rozkład twardości w porównaniu do złącza spawanego w pozycji ph. nie są to jednak różnice, które wpływałby w znaczący sposób na właściwości porównywanych złączy. rys. 4. rozkład twardości złącza spawanego w pozycji pc fig. 4. hardness distribution in joint welded in pc position punkty pomiarowe tw ar do ść v ic ke rs a h v 10 mr mr swc s swc punkty pomiarowe tw ar do ść v ic ke rs a h v 10 mr mr swc s swc rys. 5. rozkład twardości złącza spawanego w pozycji ph fig. 5. hardness distribution in joint welded in ph position większe różnice we właściwościach badanych złączy zostały ujawnione podczas badań nad pracą łamania (rysunek 6-7). przygotowane próbki charpy v zostały poddane badaniom w temperaturze otoczenia i przyjęto 27j jako minimalną wartość w czasie tej próby. zauważalnie wyższe wyniki pracy łamania zostały zanotowane dla spoiny w złączu spawanym w pozycji pc. różnie w pracy łamania spoin sięgają w tym wypadku prawie 40j. rys. 6. praca łamania złącza spawanego w pozycji pc fig. 6. impact strength of joint welded in pc position rys. 7. praca łamania złącza spawanego w pozycji ph fig. 7. impact strength of joint welded in ph position 87przegląd spawalnictwa vol. 87  10/2015 podsumowanie spawanie rur ze staliwa g17crmo5-5 wymaga od spawaczy jak i nadzoru spawalniczego dobrego przygotowania merytorycznego jak również doświadczenia produkcyjnego. odpowiedni sposób ukosowania złącza na u oraz odpowiedni wybór pozycji spawania może w znaczący sposób przyczynić się do wykonania złącza wysokiej jakości. w analizowanych przypadkach złącza spawane w pozycji pc oraz ph spełniły minimalne i maksymalne wymagania odnośnie twardości i pracy łamania. z tego punktu widzenia pozycja spawania nie wpływa na końcową ocenę jakość złącza spawanego. należy jednak podkreślić duże różnice jakie zanotowano w pracy łamania pomiędzy złączami wykonanymi w pozycji pc i pozycji ph. ograniczona ilość ciepła jaką wprowadzono w pozycji pc, pomimo ułożenia większej liczby ściegów, wpłynęła w sposób korzystny na pracę łamania w stosunku do wartości uzyskanych dla złącza wykonanego w pozycji ph. końcowa obróbka cieplna w temperaturze 700 °c nie zniwelowała różnic w strukturze materiału jaka została wywołana procesem spawania w analizowanych pozycjach. z punktu widzenia właściwości wytrzymałościowych lepszym wyborem jest spawanie w pozycji pc, pomimo większych kosztów spawania. literatura [1] dobrzański l.a; podstawy nauki o materiałach i metaloznawstwo, wnt, warszawa 2002. [2] perzyk m., s waszkiewicz s., kaczorowski m., jopkiewicz a.; odlewnictwo, wnt, warszawa 2000. [3] pn-en 10213:2010 odlewy staliwne do pracy pod ciśnieniem. [4] wodecki d.; technologie naprawy odlewów korpusów oraz uzbrajania komór zaworowych turbin wielkogabarytowych wykonanych ze stali energetycznych, politechnika częstochowska, częstochowa 2010. [5] r. bęczkowski, m. gucwa: wybrane aspekty napraw odlewów korpusów urządzeń energetycznych, przegląd spawalnictwa, vol. 87, nr 5, s. 10-109, 2015. [6] m. żuk: naprawa odlewów staliwnych typu duplex gx2crnimocu25-6-3-3 metodą mag drutem proszkowym, przegląd spawalnictwa, vol. 87, nr 5, s. 9-14, 2015. jeszcze większe różnice są widoczne dla próbek, w których karb nacięto w strefie wpływu ciepła. dużo wyższe wartości pracy łamania są osiągane przez próbki pochodzące ze złącza spawanego w pozycji pc i dla nich też można zaobserwować dużo mniejszy rozrzut otrzymywanych wyników. spawanie w pozycji pc wąskimi ściegami wprowadziło do złącza dużo mniej ciepła co w sposób korzystny przełożyło się na wyniki pracy łamania. spawanie w pozycji ph spowodowało dużo większe zmiany w strukturze i właściwościach spoiny jak również strefy wpływu ciepła. należy podkreślić, że pomimo zauważalnych różnic złącza spawane w analizowanych pozycjach spełniają minimalne wymagania 27j. ps 11 2015 www.pdf 43przegląd spawalnictwa vol. 87  11/2015 przydatność stali mikrostopowej 28hgvb do konstrukcji spawanych the usefulness of microalloyed steel 28hgvb for welded structures dr hab. inż. jan stabryła – uniwersytet warmińsko-mazurski w olsztynie. autor korespondencyjny/corresponding author: janes@uwm.edu.pl streszczenie w artykule omówiono problem występujący pomiędzy hartownością i spawalnością stali stosowanych na elementy maszyn roboczych. w badaniach laboratoryjnych stal 28hgvb z mikrododatkiem boru poddano obróbce cieplnej oraz próbom spawania. próbne złącza spawane metodą 111 testowano metodami nieniszczącymi i niszczącymi. stwierdzono, że stal z dodatkiem 0,003 % boru posiada zdolność utwardzania metodą konwencjonalnej obróbki cieplnej do 330 470 hv na głębokość do 30 mm. testy złączy spawanych wykazały pełną przydatność badanej stali do zastosowania na konstrukcje spawane. słowa kluczowe: stal mikrostopowa, spawalność, hartowność, regeneracja lemiesza abstract the article discusses the problem between hardenability and weldability of steel used for elements of working machines. in laboratory examination of the microalloyed steel 28hgvb with boron was heat treated and tests of welding were performed. test pieces executed using 111 welding process were tested by destructive and non-destructive methods. it was found that the steel containing 0.003% boron has the ability to harden by conventional heat treatment to 330 470 hv at a depth of 30 mm. examinations of welded joints showed full usability of the tested steel for weld constructions. keywords: micro-alloy steel, weldability, hardenability, regeneration of ploughshare wstęp szereg elementów maszyn roboczych i urządzeń transportowych wykonywanych jest z materiałów odpornych na ścieranie. problemy z technologią takich materiałów polegają na tym, że materiały odporne na zużycie są trudne do łączenia metodą spawania. budowa monolitycznych konstrukcji w których korpusy i elementy nośne wytwarzane są ze zwykłych stali węglowych, a elementy robocze ze stali utwardzanych metoda obróbki cieplnej jest niekiedy niemożliwe. przy zawartości węgla powyżej 0,3% stale można obrabiać cieplnie ale są trudno spawalne. stale spawalne z kolei nie dają się utwardzać przez hartowanie i odpuszczanie. rozwiązaniem problemu jest zastosowanie konstrukcji bimetalowych to jest takich, w których element roboczy wykonany ze stali utwardzonej jest przyspawany do części nośnej. zaletą takiego rozwiązania jest możliwość regeneracji przez odcięcie zużytego fragmentu roboczego i przyspawania nowego. próby takie autor prowadził dla lemieszy pługów rolniczych [17]. rozwiązania bimetalowe mogą być stosowane dla takich konstrukcji zużywalnych części maszyn i urządzeń jak: – okładziny form do produkcji materiałów budowlanych, – ostrza i płyty krawędziowe kruszarek i ładowarek, – ogniwa przenośników zgrzebłowych, – elementy robocze maszyn rolniczych, budowlanych i wydobywczych, jan stabryła – przenośniki ślimakowe, – łopaty młynów wentylatorowych do kotłów. z analizy literatury i własnych badań autora [3,11,12] wynika, że materiałem posiadającym obydwie cechy jednocześnie t.j. hartowność i spawalność jest stal mikrostopowa z borem. w budowie maszyn roboczych wykorzystywane jest szereg stali z borem: 15g2atb, 15g2anbtb, 13hnmb, 14hnmbcu, 21hg2sb [1], 15b36h, 25g2b [16], hardox i veldox [8]. stale z mikro dodatkiem boru stosowane były już podczas ii wojny światowej. określane były jako stale bainityczne o wysokiej wytrzymałości i odporności na ścieranie. uzyskanie struktury bainitycznej było możliwe na drodze normalizowania cienkich przekrojów przy szybkim chłodzeniu. utwardzenie elementów o grubości kilkudziesięciu mm możliwe jest przy zastosowaniu hartowania i odpuszczania. najkorzystniejsze działanie boru odnotowano w zakresie 0,003 0,004 %. wpływ boru na hartowność stali oraz na położenie linii na wykresie ctpc-s opisane zostały szczegółowo w pracy j. brózdy, j. pilarczyka i m. zemana [1]. dodatek boru oraz innych pierwiastków ma odzwierciedlenie w wartości równoważnika węglowego ce. wprowadzenie boru miało na celu uzyskanie dużej głębokości hartowania w stalach spawalnych o niskiej zawartości węgla. w proce44 przegląd spawalnictwa vol. 87 11/2015 sie wytopu stali z borem wymagane jest bardzo dobre odtlenienie kąpieli przez dodatek aluminium. w przypadku niedostatecznego odtlenienia stali, jednocześnie z al2o3 tworzy się tlenek b2o3, a w stanie stałym stabilne azotki aln i bn co obniża stężenie boru wpływające korzystnie na hartowność stali poniżej 0,0008%. przydatność stali niskostopowych o podwyższonej wytrzymałości do spawania można oceniać na podstawie szeregu wskaźników. w opracowaniu „spawalnicze wykresy przemian austenitu ctpc-s” autorzy [1] przedstawili wyniki badania cykli cieplnych spawania i ich wpływu na przemiany strukturalne oraz właściwości swc. przykład wykresu ctpc-s dla stali 21hg2sb o składzie zestawionym w tablicy i, zbliżonym do składu stali stanowiącej przedmiot badań, przedstawiono na rysunku 1. z zamieszczonego wykresu wynika, że przy czasie stygnięcia złącza w zakresie temperatury 800-500 °c wynoszącym ponad 20 sekund powstanie korzystna struktura bainityczna o twardości ok. 400 hv i udarności na poziomie kcv= 30 j/cm2. strefa zmian strukturalnych w obszarze przegrzania materiału rodzimego ciepłem krystalizacji spoiny swc (haz) jest jednym z najistotniejszych miejsc decydujących o wytrzymałości złącza. większość awarii konstrukcji złączy o poprawnej budowie makro jest spowodowana pękaniem strefy wpływu ciepła. zjawiska cieplne w stali podatnej na utwardzanie mogą spowodować wzrost twardości i koncentrację naprężeń w tym obszarze. ponadnormatywny wzrost twardości swc powyżej 100 hv w porównaniu do spoiny lub materiału rodzimego może spowodować skłonność złącza do zimnych pęknięć [14]. zawartość pierwiastków, % c mn si p s al cr ni cu b 0,22 1,41 0,85 0,023 0,01 0,05 0,53 0,10 0,15 0,003 tablica i. skład chemiczny stali 21hg2sb [1] table i. the chemical composition of the 21hg2sb steel [1] rys. 1. wykres ctpc-s dla stali 21hg2sb [1] fig. 1. cct welding diagrams for 21hg2sb steel [1] zimne pęknięcia wywołane są równoczesnym oddziaływaniem trzech czynników: małej plastyczności swc o strukturze martenzytycznej lub martenzytyczno-bainitycznej, wodoru dyfundującego z metalu spoiny do swc oraz naprężeń wywołanych skurczem złącza spawanego. wykresy ctpc-s informują jedynie o skłonności stali do tworzenia twardej struktury. twardość swc można zmniejszyć przez zastosowanie wstępnego podgrzania złącza spawanego lub zwiększenie energii liniowej łuku. jednocześnie ze wzrostem energii zwiększają się naprężenia w złączach spawanych i takie rozwiązanie możliwe jest tylko przy skurczu swobodnym. degradacja struktury może być wywołana wodorem dyfundującym do stali podczas wytopu, procesów spawania, a także podczas eksploatacji w środowisku wodoronośnym. obszerne badania autora [12,13], dowiodły, że stale z borem posiadają podwyższoną odporność na degradację wodorową. bor rozmieszczając się na granicach ziaren i w defektach struktury, utrudnia dyfuzję wodoru do stali zarówno podczas spawania jak i podczas eksploatacji. z tego to powodu stal z borem jest zalecana jako materiał konstrukcyjny odporny na złożone zużycie wodorowo ścierne. odporność na kruche pękanie złącza spawanego zależna jest od plastyczności poszczególnych jego elementów składowych, tzn. materiału rodzimego, spoiny i strefy wpływu ciepła. pomimo właściwego doboru gatunku stali i stopiwa, zapewniających wymaganą odporność na kruche pękanie materiału rodzimego i spoiny, swc o małej plastyczności może być miejscem inicjowania i rozprzestrzeniania się pęknięć kruchych. właściwości swc, a szczególnie jej odporność na kruche pękanie można w pewnym zakresie (niekiedy dość szerokim) regulować, zmieniając czas stygnięcia złącza spawanego, na który z kolei można wpływać przez zmianę energii liniowej łuku i temperaturę początkową spawanych elementów. zamieszczone na większości wykresów krzywe udarności symulowanej strefy wpływu ciepła pozwalają na ocenę wpływu czasu stygnięcia τ800÷500 na odporność na kruche pękanie swc w złączu spawanym. stosując stal z borem na krawędzie narzędzi roboczych unika się trzeciego czynnika jakim są naprężenia spawalnicze normalne do osi spoiny. wstępną ocenę spawalności metalurgicznej można dokonać na podstawie obliczenia równoważnika węglowego przedstawionego dla stali z borem w postaci zależności (1). ce = c+si/30+(mn+cr+cu)/20+ni/60+mo/15+v/10+5b % 1) przy obliczonych wartościach równoważnika kryterium spawalności wynosi: ce < 0,15 stal odporna na pęknięcia, 0,15 < ce < 0,45 stal częściowo odporna na pęknięcia ce > 0,45 stal skłonna do pęknięć. ze względu na spodziewane dla stali z borem wartości równoważnika ce w środkowym zakresie, nieodzowne jest sprawdzenie zachowania się badanej stali metoda wykonania złącza próbnego, które będzie poddane testom praktycznym stosowanym w procedurze uznawania technologii spawania wg pn-en 15614-1 [9]. spawalność technologiczna i konstrukcyjna praktycznie oceniana może być w próbach laboratoryjnych przez badanie nieniszczące vt, (rt lub ut), badania strukturalne makro i mikroskopowe oraz próbę gięcia i rozciągania [3]. 45przegląd spawalnictwa vol. 87  11/2015 mikrododatku boru wg wielu autorów [2,6,7,10], wpływa na właściwości technologiczne stali przez następujące mechanizmy: – tworzy twarde fazy międzywęzłowe fe2b i feb, borki crb, vb2, ni2b, tib, węgliki b4c, b6c i fe23(c, b)6, – zwiększa dyspersję faz strukturalnych podczas hartowania, – polepsza hartowność stali średniowęglowych, – zwiększa wytrzymałość granic ziaren martenzytu, – rozmieszcza się na granicach ziaren i w defektach strukturalnych utrudnia dyfuzję wodoru. cel, przedmiot i zakres badań w dostępnych publikacjach brak jest danych dotyczących spawalności stali 28hgvb krajowej produkcji. celem badań było określenie możliwości zastosowania ulepszanej cieplnie stali mikrostopowej 28hgvb z borem do wytwarzania i regeneracji elementów maszyn roboczych łączonych do konstrukcji podstawowych za pomocą spawania. skład chemiczny badanej stali zamieszczono w tablicy ii. zakres badań obejmował określenie zarówno możliwości utwardzenia badanej stali za pomocą obróbki cieplnej jak też i cech technologicznych złącza spawanego. w ramach oceny przeprowadzono dwie grupy eksperymentów. we wstępnych badaniach oceniono hartowność stali 28hgvb metodą jominy’ego oraz możliwość uzyskania utwardzenia na drodze hartowania z austenityzacją w temperaturze 880 °c i odpuszczania w temperaturze 220 °c, 350 °c i 500 °c. celem zawartość pierwiastków, % c mn si p s al cr ni cu v b 0,25 1,12 0,32 0,027 0,03 0,05 0,46 0,07 0,11 0,08 0,003 tablica ii. skład chemiczny stali 28hgvb table ii. the chemical composition of the 28hgvb steel zastosowania różnych temperatur odpuszczania była ocena możliwości uzyskania zróżnicowanego utwardzenia stali z przeznaczeniem do konkretnych warunków pracy oraz określenie odporności na obciążenia dynamiczne. w drugiej części eksperymentu określono spawalność testowanej stali: a) na podstawie wyliczenia równoważnika węglowego wg zależności (1) ce = 0,3411, b) na podstawie badań laboratoryjnych złączy próbnych wykonanych w oparciu o opracowaną instrukcję spawania. złącza spawane poddano próbom przewidzianym normą pn-en 15614-1: – badania wizualne vt (pn-en 970), – badania radiograficzne rt (pn-en 1435), – pomiary twardości w złączu spawanym hv (pn-en 1043-1), – badania makroskopowe złącza ma (pn-en 1321), – badania mikroskopowe złącza mi (pn-en 1321), – próba rozciągania rm (pn-en 895) – próba zginania mg (pn-en 910) metodyka badań i wyniki podatność stali na utwardzanie metodą obróbki cieplnej oceniano przez pomiar twardości powierzchniowej obrobionych próbek na twardościomierzu hpo 250 metodą vickers’a. próbek stali o wymiarach 100x10x3 mm austenityzowano w temperaturze 880 °c, chłodzono w wodzie, a następnie odpuszczanie w temperaturze 500 °c, 350 °c i 220 °c. do obróbki stosowano piec komorowy obróbka cieplna nr próbki hv 30 hv śr kąt zgięcia średni kąt zgięcia hartowanie 880 °c odpuszczanie 500 °c 1 332 331 76° 78°30’2 333 79° 3 329 80°30’ hartowanie 880 °c odpuszczanie 350 °c 4 443 426 61°30’ 61°37’5 393 63° 6 441 60°30’ hartowanie 880 °c i odpuszczanie 220 °c 7 470 467 58° 55°8 480 53° 9 449 54° tablica iii. wyniki pomiarów twardości próbek obrabianych cieplnie table iii. the results of the hardness measurement of heat-treated samples rys. 2. krzywa hartowności stali 28hgvb fig. 2. hardenability curve for 28hgvb steel rys. 3. próbki gięte udarowo a) todp 220 °c kąt 55°, b) todp 350 °c kąt 61°30’, c) todp 350 °c kąt 78°30’ fig. 3. the impact bend samples a) ttemp 220 ° c angle of 55 °, b) ttemp 350 ° c angle of 61 ° 30 ‚; c) ttemp 350 ° c angle of 78 ° 30’ a) b) c) 46 przegląd spawalnictwa vol. 87 11/2015 nabertherm lh 15/14. próbki po ocenie twardości obciążano dynamicznie na młocie harpy’ego psw 30. o wpływie temperatury odpuszczania na plastyczności próbek świadczy kąt zgięcia – rysunek 3. żadna z próbek nie uległa pęknięciu. w tablicy iii zestawiono wyniki pomiarów twardości hv30 i odporności na uderzenia próbek stali hartowanych i odpuszczanych. żadna próbka nie uległa pęknięciu. hartowność stali oceniano na próbkach φ25x100 mm metodą chłodzenia od czoła (próba jominy’ego). na podstawie pomiarów twardości na próbce walcowej wyznaczono krzywą hartowności – rysunek 2. tablica iv. karta instrukcji technologii spawania złącza próbnego table iv. welding procedure specyfication test joints instrukcja technologiczna spawania wps 1/14/uwm wytwórca: lbm wnt olsztyn gatunek materiału: 28hgvb, t08 przygotowanie: czyszczenie mechaniczne podgrzewanie wstępne: 150 °c pozycja spawania: pa rysunek złącza kolejność spawania elektroda: eb 150 φ2,5 , φ3,25 (wg en iso 2560-a: e42 4 b 42). po ułożeniu 1 i 2 ściegu wycinać grań i układać ściegi 3-4-5. szczegóły dotyczące spawania ścieg metoda natężenie a napięcie v uwagi 1. 111 80 90 15 eb 150 φ2,5 2. 111 80 90 15 eb 150 φ2,5 3. 111 90 110 15 eb 150 φ2,5 4. 111 90 110 15 eb 150 φ2,5 5. 111 90 110 15 eb 150 φ2,5 cel badania: wykrycie niezgodności powierzchniowych badania wg pn-en 970 nazwa obiektu: złącze 111 p bw s 3.1 t08 pa bs gg oświetlenie612 lux metoda spawania: 111 (eb 150) odległość – 300 mm nazwa elementu: złącze spawane doczołowe dane identyfikacyjne obiektu: b1, b2, b3 materiał – stal 28hgvb wyniki badań znak złącza rodzaj stwierdzonych niezgodności spawalniczych pja wg n-en 5817 b1 5012 502 b b2 502 b b3 502 b kryterium akceptacji: poziom jakości pja b wg pn-en 5817 tablica v. warunki i wyniki badań wizualnych złączy próbnych table v. conditions and results of visual testing of test joints celem przeprowadzenia oceny praktycznej spawalności stali 28hgvb opracowano próbną instrukcję spawania nr pwps-1/14/uwm. (tabl. iv). wg opracowanej instrukcji wykonano złącza próbne, które poddano badaniom. badania wizualne złączy wg pn-en 970 złącza próbne po oczyszczeniu poddano analizie wizualnej na obecność zewnętrznych niezgodności spawalniczych. wyniki oględzin i oceny zamieszczono w tablicy v. 47przegląd spawalnictwa vol. 87  11/2015 badania radiograficzne rt wg pn-en 1435 po pozytywnym zakwalifikowaniu złączy na podstawie badań wizualnych powierzchniowych, przekazano je do badań radiograficznych celem wykrycia niezgodności wewnętrznych. warunki i wyniki badań zestawiono w tablicy vi, a na rysunek 4 obraz radiogramu. rys. 4. radiogram złączy próbnych fig. 4. radiograph of test joint laboratorium badań materiałowych aparat trakis hetra mxr 200 protokół z badań radiograficznych rt -1 lp grupa radiograficzna (chyba, że się nie zmieści oznaczenie radiogramu klasa badania klasa radiogramu wykryte niezgodności pja wg pn -en 5817 iqi mm gęstość optycznawymagana uzyskana 1 a bor 1 b 0,20 0,20 2,5 502 b 2 a bor 2 b 0,20 0,20 2,5 502 b 3 a bor 3 b 0,20 0,20 2,5 502 b wskaźnik pręcikowy –10feen, położenie: od strony źródła, badania przeprowadzono zgodnie z normami pnen 1435 tablica vi. wyniki oceny radiogramów próbnych złączy spawanych table vi. the evaluation results of welds radiographic testing pomiary twardości w złączu spawanym hv wg pn-en 1043-1 twardość, a w szczególności różnica rozkładu twardości w przekroju złącza dostarcza informacji o jego poprawnej lub błędnej budowie. wysoka twardość swc wskazuje na takie zmiany struktury, które mogą wywołać obniżenie podatności na odkształcenia plastyczne, a w efekcie jej pękanie. wykonano po dwa pomiary twardości w każdej strefie złącza. przy złączu dwustronnie spawanym, rząd odcisków znajdował się po obydwu stronach rysunek 5. pomiarów twardości dokonano na przekroju poprzecznym przy użyciu twardościomierza hpo 250 metodą vickers’a hv10. wyniki zestawiono w tablicy vii. rys. 5. miejsca pomiarów twardości hv10 na przekroju złącza fig. 5. places hv10 hardness measurements on cross section of joint twardościomierz : hpo 250 nr fab. 308/336 siła obciążenia: hv 10, czas obciążenia 15s. kryterium twardości: dla stali 28hgvb: max 420 hv miejsce pomiaru obszar wyniki hv 10 materiał rodzimy 1 238 206 224 232 2 236 233 232 9 254 243 232 10 238 249 212 11 243 240 221 12 230 206 221 19 232 243 235 20 228 236 232 swc 3 322 383 348 341 4 348 376 345 7 348 345 327 8 342 345 339 13 351 342 339 14 336 336 351 17 330 336 312 18 317 319 348 spoina 5 236 194 221 222 6 232 207 219 15 253 206 225 16 236 207 230 tablica vii. rozkład twardości w złączach próbnych wg rysunku 5 table vii. distribution of hardness of test joints shown in the figure 5 badania makroskopowe ma i mikroskopowe mi złączy wg pn-en 1321 budowę makroskopową złączy trawionych odczynnikiem adlera ukazano na przekrojach poprzecznych – rysunek 6. 48 przegląd spawalnictwa vol. 87 11/2015 celem ujawnienia budowy mikrostrukturalnej na próbkach wykonano zgłady, które trawiono nitalem i poddawano obserwacji na mikroskopie optycznym. na rysunku 7 przedstawiono przykłady struktury poszczególnych stref złącza. oznaczenie badania: pn-en 1321-a-e-3.1-3.1-3.1 /adler. rys. 6. przekroje makro złączy próbnych. widoczny układ ściegów. niezgodności wewnętrznych nie stwierdzono fig. 6. macro sections of test joints. visible weld seems. internal imperfestions no found. b1 b2 b3 oznaczenie badania: pn-en 1321-i-e-3-1-3 /nital. rys. 7. struktury mikroskopowe elementów złącza próbnego. mikroskop optyczny olympus. widoczna struktura ferrytyczno perlityczna materiału rodzimego, dendrytyczna spoiny i drobno dyspersyjna strefy wpływu ciepła fig. 7. macrostructure of the test joint. optical microscope olympus. the ferritic – pearlitic structure of the base material, dendritic weld and fine dispersion heat affected zone próba rozciągania rm wg pn-en 895 ocenę właściwości wytrzymałościowych złączy próbnych wykonano na próbkach paskowych po mechanicznym usunięciu nadlewów lica. rozciąganie wykonywano na maszynie wytrzymałościowej zdte-30. wyniki próby zestawiono w tablicy viii. obydwie próbki pękły w materiale rodzimym. na rysunku 8 widok próbki po badaniu. lp próbka przekrój próbki rm (mpa) r0,2 (mpa) a (%) 1 r1 17.2x8 643 489 23 2 r2 18.5x8 647 491 25 tablica viii. wyniki próby rozciągania złącza próbnego table viii. >>>>>>>>>>>>>>>>>>>>>>>>>>>>>>>>>>>>>>>> rys. 8. próbka paskowa złącza po zerwaniu. widoczny przełom w materiale rodzimym fig. 8. weld sample after tensile testing. visible crack in the base metal próba zginania poprzecznego mg wg pn-en 910 ocenę plastyczności złącza przeprowadzono w przyrządzie gnącym rolkowym przedstawionym schematycznie na rysunku 9. zastosowano trzpień gnący d = 32 mm. odległość między rolkami wynosiła l = 56 mm przy kącie gięcia 180°. gięto po dwie próbki fbb i dwie rbb. pęknięć powierzchniowych i naderwań nie zaobserwowano. rys. 9. schemat przyrządu do gięcia próbek złączy spawanych. fig. 9. scheme of jig for welded joints bending próba wdrożenia technologii spawania stali 28hgvb na podstawie pozytywnych wyników oceny spawalności, przeprowadzono próby regeneracji lemieszy pługów rolniczych. na rysunku 10 przedstawiono wygląd nowego i zregenerowanego lemiesza. zużyty lemiesz uzupełniono elementami z ulepszanej cieplnie stali 28hgvb metodą spa49przegląd spawalnictwa vol. 87  11/2015 wania łukowego elektrodą otuloną eb 150 (wg en iso 2560a: e42 4 b 42). próby polowe potwierdziły wysoką trwałość regenerowanego lemiesza. rys. 10. lemiesz nowy i po próbie regeneracji fig. 10. the new ploughshare and after regeneration omówienie wyników badań badana stal 28hgvb jest interesującym materiałem konstrukcyjnym i narzędziowym, zwłaszcza w aspekcie zastosowania na elementy pojazdów i maszyn wymagające wysokiej wytrzymałości i odporności na ścieranie. na takie właściwości główny wpływ mają dodatki stopowe, a zwłaszcza bor. stal 28hgvb wykazuje wysoką wytrzymałość na rozciąganie wynoszącą około 640 mpa, przy wydłużeniu ok. 20%. rysunek 2 przedstawia rozkład twardości stali z mikrododatkiem boru (28hgvb) w funkcji odległości od czoła próbki, zwany krzywą hartowności. twardość stali zahartowanej w próbie jominy’ego wynosi na czole próbki 523 hv. można zatem stwierdzić, że stal 28 hgvb jest stalą o dobrej hartowności, a co za tym idzie możliwości uzyskiwania znacznej twardości na głębokość wymaganą w elementach roboczych maszyn pracujących w trudnych warunkach. utwardzania stal mikrostopowa daje możliwość uzyskiwania wysokiej odporności na zużycie ścierne. zaprogramowanie twardości stali na różnych poziomach możliwe jest przez odpuszczenie w temperaturze 220 °c, 350 °c czy 500 °c. dla wymienionych temperatur odpuszczania uzyskano odpowiednio twardość 470 hv, 420 hv i 330 hv. ocena odporności obrobionej cieplnie stali na uderzenia wykazała, że w badanym zakresie temperatur odpuszczania stal 28hgvb nie wykazała kruchości. kąt zgięcia był proporcjonalny do temperatury odpuszczania. z reguły hartowność jest cechą przeciwstawną spawalności. przy niskiej zawartości węgla spawalność jest dobra, a hartowność niska na skutek braku odpowiedniej ilości węgla potrzebnego do przesycenia żelaza α. przy wysokiej zawartości węgla, hartowność jest dobra, ale podczas krzepnięcia spoiny następuje utwardzanie i pękanie swc. spawalność określona równoważnikiem węglowym ce = 0,34 mówi o możliwości powstawania kruchości w złączu. na podstawie uzyskanej informacji opracowano instrukcję spawania powszechnie stosowaną metodą 111 z wstępnym podgrzewaniem złącza do 150 °c. badania laboratoryjne mające na celu określenie przydatności stali z borem do spawania przeprowadzono wg normy na uznanie technologii spawania pn-en iso 15614-1. wykonano trzy próby spawania materiału o grubości 8 mm elektrodą otuloną eb 150. wyniki badań wizualnych, radiograficznych, makroskopowe i mechanicznych wypadły pomyślnie. złącza zakwalifikowano do poziomu jakości b. podczas badań makroskopowych złącza spawanego zaobserwowano trzy charakterystyczne strefy. pierwsza z nich to materiał rodzimy, druga strefa wpływu ciepła i trzecia spoina. każdą z tych stref można jednoznacznie wyodrębnić. badania makroskopowe pozwalają zaobserwować zmiany w materiale, które zaszły podczas procesu spawania. wywołane one zostały wpływem ciepła, a także pozwalają stwierdzić czy materiał poddany procesowi spawania nie uległ uszkodzeniu w obszarze złącza. przeprowadzenie badań mikroskopowych pozwoliło zaobserwować różną dyspersję ziaren struktury stali 28 hgvb w trzech charakterystycznych miejscach: w materiale rodzimym, strefie wpływu ciepła oraz spoinie. struktura jaką zaobserwowano w całości materiału podstawowego to struktura perlitycznoferrytyczna po normalizacji. bezpośredni wpływ na dyspersję struktury ma temperatura stygnięcia materiału. ziarna w materiale rodzimym są największe i najbardziej regularne gdyż na materiał w tej części nie miała wpływu istotna zmiana temperatury podczas procesu spawania. ziarna struktury materiału rodzimego ukształtowały się w procesie walcowania gdzie nie występowały nagłe spadki temperatury. w strefie wpływu ciepła zmiana temperatury podczas procesu spawania miała największy wpływ na strukturę. zaobserwowano tutaj strukturę drobno dyspersyjną. trzecia charakterystyczna strefa w której zaobserwowano odmienną strukturę to spoina. w wyniku spadku temperatury podczas krystalizacji powstała struktura dendrytyczna tzn. ziarna o orientacji zgodnej z kierunkiem odpływu ciepła. w ocenie rozkładu mikrotwardości stwierdzono utwardzenie złącza w strefach wpływu ciepła, co wskazuje na możliwość wystąpienia kruchości. próba pozwoliła określić twardość stali 28hgvb w trzech charakterystycznych miejscach, to jest: w materiale rodzimym, strefie wpływu ciepła oraz w spoinie. zaobserwowano podobną wartość twardości w materiale rodzimym oraz spoinie (około 240 hv), natomiast twardość materiału w strefie wpływu ciepła jest znacznie większa i sięga poziomu 340 hv. oznacza to, że stal 28 hgvb uległa podhartowaniu w strefie wpływu ciepła co potwierdziły badania mikroskopowe. różnica twardości stali 28hgvb pomiędzy trzema charakterystycznymi miejscami może wpływać niekorzystnie na wytrzymałość złącza spawanego, gdyż spowoduje jego podatność na pękanie przy obciążeniu [11]. przeprowadzona próba zginania pozwoliły stwierdzić, że plastyczność złącza pozostała na wymaganym poziomie. na próbkach nie zaobserwowano żadnych pęknięć na granicy materiału rodzimego i spoiny, a także w samej spoinie. jedną z procedur oceny spawalności była próba rozciągania złącza. na podstawie przeprowadzonych badań wyznaczono wytrzymałość złącza próbnego na rozciąganie, a przede wszystkim określono wpływ procesu spawania na strukturę łączonego materiału. po przeprowadzonej próbie rozciągania zaobserwowano, że próbki uległy zerwaniu w materiale rodzimym co świadczy o poprawnej wytrzymałości złącza bez względu na poziom naprężeń. granica maksymalnej wytrzymałości rm=643 mpa i rm=647 mpa jest na oczekiwanym poziomie dla stali 28hgvb w stanie znormalizowanym. na granicy strefy wpływu ciepła i spoiny, a także w samej spoinie nie stwierdzono żadnych uszkodzeń (np.: przewężenie próbki, pęknięcia). granicę plastyczności wynoszącą r0,2 ≈ 490 mpa, należy traktować jako umowną gdyż złącze jest niejednorodne pod względem twardości i odkształcało się nierównomiernie. stal 28hgvb można określić mianem stali uniwersalnej, gdyż jest to materiał, która charakteryzuje się możliwością utwardzenia, a zarazem dobrą spawalnością i wysoką wytrzymałością przede wszystkim złącz spawanych. stal ta powinna mieć duże zastosowanie w produkcji przede wszystkim maszyn rolniczych, budowlanych, górniczych [8] i innych pracujących w warunkach wysokich obciążeń i synergicznego 50 przegląd spawalnictwa vol. 87 11/2015 wnioski na podstawie wyników przeprowadzonych badań można stwierdzić, że stal 28hgvb z mikrododatkiem boru: 1. posiada zarówno dobrą hartowność jak i spawalność. 2. wykazuje podatność na utwardzanie po hartowaniu i odpuszczaniu do 330-470 hv. 3. wykazuje wysoką odporność na obciążenia udarowe po obróbce cieplnej. 4. jest pod względem technologicznym uniwersalnym tworzywem konstrukcyjnym. 5. może być stosowana na nowoczesne spawane konstrukcje uprawowe, transportowe i budowlane jak również do odtwarzania zużytych elementów roboczych. literatura [1] brózda j., pilarczyk j., zeman m., spawalnicze wykresy przemian austenitu ctpc-s. wyd. śląsk. katowice 1983 s. 7-9, 24-25. [2] choi h.s. and other. evaluation of weldability for resistance spot welded single-lap joint between ga780dp and hot-stamped 22mnb5 steel sheets journal of mechanical science and technology 25 (6) (2011) 1543 1550. [3] dutka k., stabryła j. jakość złączy w procesie wytwarzania i napraw konstrukcji spawanych. konferencja wydziału mechanicznego „doskonalenie techniki i technologii w przemyśle i rolnictwie”. olsztyn 1996. [5] konat ł., pękalski g., structures and selected properties of hardox steels in the context of their use in surface mining machinery construction. xv international symposium on mine planning & equipment selection (mpes 2006), 20 22 september 2006, torino – italy, vol. 1, str. 142÷147. [6] kupczyk j., lis a.k. wpływ boru na kinetykę przemian fazowych stali 1021. 12th international scentificit conference amme 2003 s.547-550. [7] lee h. w., kim y. h., lee s. h., lee s. k., lee k. h., park j. u. and sung j. h., effect of boron contents on weldability in high strength steel, journal of mechanical science and technology, 21 (2007) p.771-777.’ [8] pękalski g., wybrane zagadnienia materiałowe elementów maszyn górnictwa odkrywkowego narażonych na zużywanie ściernie, a możliwości zastosowania stali hardox. górnictwo odkrywkowe, nr 4/5, str. 47-53, 2005. [9] pn-en iso 15614-1:2008 specyfikacja i kwalifikowanie technologii spawania metali. badanie technologii spawania. część 1: spawanie łukowe i gazowe stali oraz spawanie łukowe niklu i stopów niklu. [10] satora r. ryś j., bor jako pierwiastek stopowy w stalach. referat iii konferencji naukowo-technicznej huty stalowa wola, 1980, s. 5-27. [11] stabryła j. dutka k.: analiza awarii konstrukcji spawanych. przegląd spawalnictwa. 6/2008, s. 15-21. [12] stabryła j, starczewski l, łunarska e, wpływ agresywnego środowiska gleby na zużycie narzędzi rolniczych. trybologia. zeszyt 3 2005 r. [13] stabryła j. quality of steel for agriculture machine elements . chapter 3. ”quality materials improvment 2007” pod redakcją s. borkowski, h.dyja. edis university of zilina, 2007. p. 20-26. [14] tasak e.: spawalność stali. wydawnictwo fotobit, kraków 2002. [15] węglowski m. st.: nowoczesne stale ulepszane cieplnie własności, korzyści z zastosowania. biuletyn instytutu spawalnictwa, 2012. nr 3. [16] willms r.: high strength steel for steel constructions. nordic steel construction conference nscc, 2009, 597-604. [17] wolak z., stabryła j., technologia stosowana w produkcji lemieszy, a właściwości tworzywa i trwałość narzędzia. rocznik nauk rolniczych 1988, t. 77-c-4, s. 191-205. zużycia ścierno korozyjno wodorowego. ze względu na dobrą spawalność może być stosowana na ulepszane cieplnie elementy robocze spawane do korpusów. cecha ta umożliwia również prowadzenie napraw i regeneracji narzędzi metodami spawalniczymi co zostało potwierdzone w próbie praktycznej. spawanie metodą 111 umożliwiło uzyskiwanie złączy próbnych o poziomie jakości b. odporność na ścieranie i obciążenia dynamiczne występujące w środowisku pracy danego narzędzia można regulować temperaturą odpuszczania. 200702_pspaw przegląd spawalnictwa 2–3/200724 streszczenie w pracy badano wpływ parametrów spawania automatycznego, punktowego gta i pta złączy zakładkowych blach ze stopu tytanu ti-6al-4v na jakość, kształt oraz własności mechaniczne złączy. badania przeprowadzono bez wykorzystania materiału dodatkowego. wykonane złącza poddano badaniom metalograficznym makro i badaniom mikrotwardości przekroju poprzecznego. przeprowadzono i porównano ze sobą wyniki prób: wytrzymałości złączy na rozciąganie ze ścinaniem spoin, krzyżowej próby rozciągania spoin punktowych oraz technologicznej próby wyłuskiwania wykonanych spoin. w porównaniu tym uwzględniono wyniki powyższych prób przeprowadzonych dla wykonanych dodatkowo złączy zakładkowych ze zgrzeinami oporowymi punktowymi. abstract this work examines the influence of the parameters of automatic welding, gta and pta spot welding of titanium ti-6al-4v alloy metal sheets overlap joints on the quality, shape and mechanical properties of joints. the analysis was conduced without utilizing the additional materials. the joints made underwent macro metallographic examination and cross-section microhardness examination. the following tests were conducted and their results compared: combined tensile and shearing strength of welded joints, cross test of spot welds tensile strength and technological test of the welds shelling. the comparison took into account the results of the above tests conducted for additionally made overlap joints with spot resistance welds. wstęp cienkościenne konstrukcje znajdują zastosowanie w wielu gałęziach przemysłu i wykorzystywane są m.in. w budowie pojazdów samochodowych, samolotów, pojazdów kosmicznych, wagonów kolejowych, urządzeniach gospodarstwa domowego, maszynach przemysłowych, zbiornikach paliwa ciekłego, i gazowego, tunelach aerodynamicznych itp. [1]. połączenia w konstrukcjach tego typu wykonywane są najczęściej jako połączenia nierozłączne. spośród spawalniczych technologii wykonywania połączeń cienkościennych blach znajdują zastosowanie metody spawania łukowego, spawanie wiązką lasera, lutospawanie oraz zgrzewanie. zależnie od potrzeb, wymagań i możliwości każda z metod łączenia może być wykorzystywana w pewnych określonych grupach zastosowań. na wybór konkretnej metody połączenia mają wpływ takie czynniki, jak: wymagana wytrzymałość złączy, rodzaj materiału i dokładność przygotowania elementów łączonych. w konstrukcjach cienkościennych, od których wymagana jest wysoka wytrzymałość i stosunkowo mała masa oraz odporność na działanie licznych związków chemicznych, znajdują zastosowanie stopy tytanu [2,3]. celem przeprowadzonych badań było określenie wpływu parametrów spawania punktowego gta (spawanie elektrodą nietopliwą w osłonie gazów obojętnych) i pta (spawanie plazmowe elektrodą nietopliwą w osłonie gazów obojętnych) bez materiału dodatkowego na własności złączy zakładkowych blach ze stopu tytanu ti-6al-4v o grubości 0,8 mm. wyniki przeprowadzonych badań odniesiono do innej, często stosowanej, metody łączenia punktowego cienkich blach – zgrzewania oporowego punktowego. przebieg badań próby spawania punktowego wykonywano na stanowisku zautomatyzowanym osobno dla metody spawania gta oraz pta bez stosowania materiału dodatkowego (rys. 1). do wykonania złączy wykorzystano uchwyt spawalniczy do liniowego spawania metodą gta i metodą pta. badania wpływu parametrów spawania na geometrię przetopień złączy przeprowadzono na próbkach ze stopu tytanu ti-6al-4v o wymiarach 0,8 x 50 x 100 mm. powierzchnia blach przed procesem przetapiania została oczyszczona papierem ściernym i odtłuszczona benzyną ekstrakcyjną. stopy ti-6al-4v charakteryzują się wysoką wytrzymałością na rozciąganie ok. 950 mpa, wysoką granicą plastyczności ok. 900 mpa i stosunkowo niską gęstością właściwą wynoszącą ok. 4,5 g/cm3. wykorzystywane są powszechnie w przemyśle chemicznym i petrochemicznym, spożywczym, elektronicznym, i elektrotechnicznym oraz do wytwarzania sprzętu sportowego, i medycznego. cechuje je wysoka odporność na korozję w powietrzu, wodzie morskiej, chlorkach, w większości kwasów organicznych, kwasie azotowym, rozcieńczonym kwasie siarkowym i solnym [4]. wpływ warunków i parametrów spawania punktowego metodą gta i pta na własności złączy zakładkowych blach ze stopu tytanu ti-6al-4v the influence of conditions and parameters of spot welding using gta and pta method on titanium ti-6al-4v alloy metal sheets overlap joints properties andrzej klimpel damian janicki wojciech lehrich prof. dr hab. inż. andrzej klimpel, dr inż. damian janicki – katedra spawalnictwa, politechnika śląska, mgr inż. wojciech lehrich – instytut spawalnictwa, gliwice. rys. 1. stanowisko badawcze do zautomatyzowanego spawania punktowego metodą gta i pta przegląd spawalnictwa 2–3/2007 25 ze względu na wysoką reaktywność stopów tytanu w temperaturze powyżej 350÷400oc podczas spawania zastosowano nadmuch gazu ochronnego od strony grani spoiny (rys. 2). bezpośrednio po spawaniu utrzymywano przez kilka sekund nadmuch gazu ochronnego od strony lica i grani do momentu obniżenia się temperatury spawanych blach, celem uniknięcia reagowania, i rozpuszczania się wodoru, tlenu, i azotu w materiale spawanym. w pierwszym etapie badań przeprowadzono próby przetapiania pojedynczych blach w celu określenia przybliżonego zakresu parametrów procesu. na podstawie wizualnej oceny wykonanych przetopień pojedynczych blach przyjęto zakres parametrów, przy których wykonano spawanie punktowe kolejno dla metody gta i pta. w przypadku obu metod spawania próby prowadzono przy zmianie natężenia prądu spawania i stałej wartości pozostałych parametrów, a następnie przy zmiennej wartości czasu spawania, i stałej wartości pozostałych parametrów (tabl. i÷v). wykonane złącza poddano badaniom metalograficznym, co pozwoliło określić wymiary spoin oraz wpływ parametrów natężenia prądu i czasu spawania na geometrię spoin (tabl. v). na podstawie zdjęć makrostruktury dokonano pomiaru średnicy przekroju czynnego złączy, która stanowi główne kryterium wytrzymałości złączy na ścinanie. innym kryterium decydującym o wyborze wartości parametrów spawania punktowego był wynik badań wizualnych. we wszystkich spoinach punktowych wykonanych zarówno metodą gta, jak i pta zaobserwowano krater lica. podjęto próby jego wyeliminowania za pomocą: zastosowania opadającego przebiegu natężenia prądu w końcowej fazie cyklu spawania, wykorzystania spawania prądem stałym pulsującym, zastosowania ruchu spiralnego palnika względem powierzchni złącza. próby te nie pozwoliły na wyeliminowanie krateru lica spoiny, którego głębokość była w zakresie 10–25% grubości złącza. należy zaznaczyć, że w złączach zakładkowych tego typu wykonanych metodą zgrzewania oporowego punktowego, dopuszczalna głębokość odcisku elektrod nie powinna przekraczać 20% grubości złącza.wybrane złącza wykonane metodą spawania punktowego gta i pta, poddano również badaniom mikrotwardości hv 0,1 w celu określenia rozkładu twardości w poszczególnych strefach przekroju poprzecznego próbki na liniach i i ii zgodnie z rysunkiem 3. wyniki pomiarów mikrotwardości przedstawiono na rysunkach 4 i 5. rys. 2. przyrząd mocujący spawane blachy z podkładką miedzianą i doprowadzeniem gazu osłonowego od strony grani numer spoiny natężenie prądu spawania a napięcie łuku v średnica przekroju czynnego złącza mm głębokość krateru spoiny mm 1 60 9,8 2,1 0,17 2 70 10,0 2,7 0,15 3 80 10,2 3,1 0,36 uwagi: tg – czas główny spawania, tg = 2s; ts – czas trwania spadku natężenia prądu od wartości natężenia prądu głównego do natężenia 4a, ts = 1 s. tablica i. wpływ natężenia prądu spawania punktowego metodą gta na średnicę przekroju czynnego złącza zakładkowego blach ze stopu tytanu ti6al4v o grubości 0,8 mm numer spoiny natężenie prądu spawania a napięcie łuku v średnica przekroju czynnego złącza mm głębokość krateru spoiny mm 4 45 19,8 1,7 0,35 5 50 18,0 2,0 0,41 6 55 19,7 2,6 0,18 uwagi: tg – czas główny spawania, tg = 1,5s; ts – czas trwania spadku natężenia prądu od wartości natężenia prądu głównego do natężenia 4a, ts = 1,5 s. tablica ii. wpływ natężenia prądu spawania punktowego metodą pta na średnicę przekroju czynnego złącza zakładkowego blach ze stopu tytanu ti6al4v o grubości 0,8 mm numer spoiny czas główny spawania a napięcie łuku v średnica przekroju czynnego złącza mm głębokość krateru spoiny mm 7 0,5 10,3 1,8 0,13 8 1,0 10,0 2,6 0,08 9 1,5 10,2 3,0 0,12 uwagi: natężenie prądu spawania 80a; ts – czas trwania spadku natężenia prądu od wartości natężenia prądu głównego do natężenia 4a, ts = 1 s. tablica iii. wpływ czasu spawania punktowego metodą gta na średnicę przekroju czynnego złącza zakładkowego blach ze stopu tytanu ti6al4v o grubości 0,8 mm numer spoiny czas główny spawania a napięcie łuku v średnica przekroju czynnego złącza mm głębokość krateru spoiny mm 10 1,0 18,8 1,9 0,15 11 1,5 19,1 2,1 0,41 12 2,0 19,0 2,5 0,22 uwagi: natężenie prądu spawania 50a; ts – czas trwania spadku natężenia prądu od wartości natężenia prądu głównego do natężenia 4a, ts = 1 s. tablica iv. wpływ czasu spawania punktowego metodą pta na średnicę przekroju czynnego złącza zakładkowego blach ze stopu tytanu ti6al4v o grubości 0,8 mm rys. 3. rozmieszczenie punktów pomiaru mikrotwardości złącza zakładkowego rys. 4. rozkład twardości złącza zakładkowego blach ze stopu tytanu ti6al4v o grubości 0,87 mm spawanego punktowo metodą gta przy parametrach wg tablicy iii, spoina nr 8 przegląd spawalnictwa 2–3/200726 wybrane złącza zakładkowe blach ze stopu tytanu poddano w dalszej kolejności statycznej próbie rozciągania ze ścinaniem spoiny, zgodnie z normą dotyczącą złączy zgrzewanych oporowo punktowo pn-en iso 14273 (tabl. vi). w celu porównania wytrzymałości na ścinanie i rozciąganie spoin punktowych wykonanych metodami gta, i pta ze zgrzeinami punktowymi, wykonano dodatkowo złącza zakładkowe zgrzewane oporowo punktowo, stosując natężenie prądu zgrzewania 6,0 ka, czas zgrzewania równy 98 ms, siłę docisku zgrzewania 2,5 kn oraz elektrodę o promieniu zaokrąglenia powierzchni roboczej równym 75 mm. zgodnie z wytycznymi w-90/is-52 instytutu spawalnictwa w gliwicach pt.: „metodyka oceny przydatności blachy do punktowego i garbowego zgrzewania na zakładkę”, wykonane złącza spawane i zgrzewane punktowo poddano krzyżowej próbie rozciągania spoiny. na podstawie tej próby stwierdzono ponad trzykrotnie niższą wytrzymałość materiału spoiny w odniesieniu do wytrzymałości na rozciąganie materiału rodzimego (tabl. vii). przyczyną tego był widoczny na zdjęciach makrostruktury wyraźny rozrost ziarn stopu tytanu (tabl. v). próbki poddane krzyżowej próbie rozciągania spoiny ulegały pęknięciu w obszarze swc z jednoczesnym wyrwaniem materiału w tej strefie. świadczy to o wyraźnym obniżeniu plastyczności materiału w wyniku silnego nagrzania obszaru spoiny [5]. ze względu na podobieństwo obciążenia użytkowego złączy zgrzewanych i spawanych punktowo wykonane złącza poddano technologicznej próbie wyłuskiwania spoin zgodnie z normą pn-m69006, dotyczącą złączy zgrzewanych. wyniki tej próby potwierdziły wyraźny spadek plastyczności materiału i kruchość swc. próbki ulegały pękaniu w swc z brakiem wyłuskania lub tylko częściowym wyłuskaniem spoiny (zgrzeiny) (tabl. viii). nr spoiny makrostruktura spoin 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 tablica v. makrostruktura spoin punktowych złączy zakładkowych tytanu ti6al4v o grubości 0,8 mm spawanego metodą gta oraz pta przy parametrach podanych w tablicy i ÷ iv [pow. 12x] rys. 5. rozkład twardości złącza zakładkowego blach ze stopu tytanu ti6al4v o grubości 0,87 mm spawanego punktowo metodą pta przy parametrach wg tablicy ii, spoina nr 6 oznaczenie siła niszcząca kn wytrzymałość spoiny na ścinanie mpa pole powierzchni strefy zniszczenia mm charakter i sposób zniszczenia spoina nr 8 3,25 612,1 5,30 częściowe rozerwanie spoiny spoina nr 6 3,65 687,3 5,31 częściowe rozerwanie spoiny zgrzeina 7,20 452,7 15,90 rozerwanie rdzenia zgrzeiny uwagi: próbę przeprowadzono przy posuwie 10 mm/min tablica vi. wyniki statycznej próby rozciągania złączy ze ścinaniem spoiny w złączach zakładkowych blach ze stopu tytanu ti6al4v o grubości 0,8 mm spawanych punktowo metodą gta i pta oraz zgrzewanych oporowo punktowo przegląd spawalnictwa 2–3/2007 27 analiza wyników badań badania metalograficzne złączy zakładkowych wykazały wpływ parametrów spawania punktowego gta i pta na kształt oraz wymiary spoiny, i swc. wraz ze wzrostem natężenia prądu spawania przy ustalonym czasie wykonania spoiny oraz przy wzroście czasu spawania przy stałej wartości natężenia prądu zarówno przy stosowaniu metody gta, jak i pta, następował wzrost przekroju czynnego złącza. badania metalograficzne wykazały, że spoiny wykonane metodą pta charakteryzują się relatywnie mniejszą średnicą przekroju czynnego złącza (średnica spoiny mierzona w płaszczyźnie styku łączonych blach), niż spoiny wykonane metodą gta. spoiny wykonane metodą spawania punktowego gta cechowała większa średnica lica oraz mniejsza głębokość krateru niż w spoinach uzyskanych metodą pta. badania mikrotwardości wybranych złączy ze spoinami punktowymi wykonanymi metodami gta i pta wykazały wzrost twardości w swc odpowiednio o ok. 40% i 30% w stosunku do materiału rodzimego. twardość materiału rodzimego wynosiła 270÷290 0,1 hv. twardość swc w metodach gta i pta zawierała się odpowiednio 380÷390 0,1 hv i 270÷390 0,1 hv. twardość mierzona w spoinie dla metody gta i pta wynosiła 340÷360 0,1 hv. wytrzymałość na ścinanie spoin wykonanych metodą spawania punktowego gta i pta była odpowiednio o 35% i 51% wyższa od wytrzymałości na ścinanie zgrzein punktowych wykonanych metodą zgrzewania oporowego. wyniki krzyżowej próby rozciągania spoin punktowych wykazały wyższą 10% wytrzymałość spoin wykonanych metodą pta w stosunku do spoin wykonanych metodą gta prądem stałym ciągłym przy tej samej średnicy czynnej złącza i tej samej głębokości przetopienia. jednocześnie stwierdzono znaczny spadek wytrzymałości na rozciąganie wykonanych spoin w stosunku do wytrzymałości materiału rodzimego. technologiczna próba wyłuskiwania spoin wykazała kruchość materiału w obszarze swc. próbie wyłuskiwania spoin towarzyszyło najczęściej pęknięcie pojawiające się w swc, które uniemożliwiało całkowite wyłuskanie spoiny. wyłuskiwanie zgrzeiny punktowej wywołało podobnie pęknięcie materiału w swc. literatura [1] why aren’t airplanes welded? welding journal, 1997, t. 76, nr 1. [2] surmacki dariusz: spawanie punktowe metodą tig bez materiału dodatkowego. spajanie metali i tworzyw w praktyce, 3/2004. [3] welded aluminium aircraft structures ready for take off. welding metal farbrication, 1998, t. 66, nr 9. [4] dobrzański l.a. : podstawy nauki o materiałach i metaloznawstwo. wnt 2001. [5] rozumek dariusz, hepner maria: wpływ mikrostruktury stopu tytanu ti6al-4v na rozwój pęknięć zmęczeniowych. inżynieria materiałowa, 2/2005. [6] lehrich w. : spawanie automatyczne gta i pta spoin punktowych złączy zakładkowych cienkich blach ze stopu tytanu. praca dyplomowa magisterska, promotor prof. dr hab. inż. andrzej klimpel. politechnika śląska w gliwicach. wnioski spawanie metodą gta i pta bez materiału dodatkowego, blach ze stopu tytanu ti-6al-4v o grubości 0,8 mm, pozwala na wykonanie spoin punktowych o wytrzymałości na ścinanie i rozciąganie wyższej niż wytrzymałość zgrzein punktowych wykonanych metodą zgrzewania oporowego. duża ilość wprowadzonego w obszarze spoiny ciepła powoduje wyraźny spadek plastyczności materiału rodzimego i pękanie w swc w przypadku próby ścinania, rozciągania bądź wyłuskiwania spoiny. spawanie punktowe metodą gta i pta powoduje około 40% wzrost twardości w swc i około 20% wzrost twardości w spoinie w odniesieniu do materiału rodzimego. • • • oznaczenie charakter i spo-sób zniszczenia widok złącza po próbie wyłuskiwania spoina nr 8 pęknięcie w swc spoina nr 6 częściowe wyłuskanie spoiny, pęknięcie w swc zgrzeina częsciowe wyłuskanie zgrzeiny, pęknięcie w swc tablica viii. wyniki technologicznej próby wyłuskiwania spoin i zgrzein w złączach zakładkowych blach ze stopu tytanu ti6al4v o grubości 0,8 mm spawanych punktowo metodą gta i pta oraz zgrzewanych oporowo punktowo oznaczenie siła niszcząca kn rm mpa średnia szerokość strefy zniszczenia mm charakter i sposób zniszczenia spoina nr 8 1,35 254,3 5,30 wyrwanie spoiny w swc spoina nr 6 1,45 273,1 5,30 wyrwanie w swc, pęknięcie w swc zgrzeina 1,75 110,0 15,90 wyrwanie zgrzeiny w swc, pęknięcie w swc rm – wytrzymałość spoiny (zgrzeiny) na rozciąganie tablica vii. wyniki krzyżowej próby rozciągania spoin (zgrzein) punktowych w złączach zakładkowych blach ze stopu tytanu ti6al4v o grubości 0,8 mm spawanych punktowo metodą gta i pta oraz zgrzewanych oporowo punktowo 201203_pspaw.pdf 29przegląd spawalnictwa 3/2012 bernard wichtowski marek wichtowski normatywne wymagania wykonawcze i spawalnicze w konstrukcjach budowlanych oraz badania jakości spoin requirements for contractors and welders in building  constructions and quality of welds acc. to codes dr hab. inż. bernard wichtowski, prof. zut, dr inż. marek wichtowski – zachodniopomorski uniwersytet technologiczny w szczecinie. streszczenie gwarantem poprawnie wykonanej konstrukcji stalowej pod względem technicznym, tj. o wymaganej klasie, jest zakład produkcyjny o odpowiednich uprawnieniach. potwierdzeniem tej poprawności są m.in. zadowalające wyniki badań kontrolnych spawania przeprowadzanych po upływie czasu przetrzymania. w artykule omówiono zakres badań ndt spoin dla konstrukcji poszczególnych klas wykonania, według wymagań norm: pn-b-06200, pn-en 1090-2 i pn-78/m-69011. przedstawiono też zakres i wyniki badań produkcyjnych spawania stalowej wieży kościelnej oraz badania kontrolne spoin w ramownicowej konstrukcji hali produkcyjno-magazynowej. abstract technically properly made steel structure acc. to required class guarantor is a factory with proper rights. the confirmation of the correctness are satisfactory results of the weld test carried out after the retention time. the article discusses the range of ndt of welds for the construction in separate classes of performance, acc. to the requirements of pn-b-06200, pn-en 1090-2 and pn-78/m-69011. moreover, it presents the range and results of welded steel church tower and the tests of welds in frame construction of production and warehouse hall. wstęp norma pn-en 1990 [1] nakazuje każdą konstrukcję zaprojektować i wykonać w taki sposób, aby w zamierzonym okresie użytkowania jej nośność i trwałość była należyta. norma ta podaje także orientacyjne, projektowane okresy użytkowania, które dla konstrukcji budynków monumentalnych oraz innych budowlanych konstrukcji inżynierskich, należących do 5 kategorii użytkowania, określa się na co najmniej 100 lat. konstrukcje te zaliczamy do klasy konsekwencji cc3 i klasy niezawodności rc3. podczas wykonania podlegają one inspekcji zaostrzonej il3 prowadzonej przez stronę trzecią, która podejmuje odpowiednie środki zarządzania jakością, m.in. badania kontrolne w celu sprawdzenia rzeczywistego zachowania się konstrukcji lub elementów konstrukcyjnych po wykonaniu. kontrola ta dotyczy również badań nieniszczących złączy spawanych. z dniem 31 marca 2010 r. normy krajowe, w tym polskie (pn), zostały wycofane i zastąpione odpowiednimi normami europejskimi (pn-en). nowe normy europejskie wdrażane jako normy polskie w sposób istotny zmieniły zasady projektowania, wykonywania oraz oceny jakości stalowych konstrukcji budowlanych. w zakresie wymagań dotyczących warunków wykonania i odbioru konstrukcji stalowych dotychczasową normę krajową pn-b-06200 [2] zastąpiła norma europejska pn-en 1090-2 [3]. według obu tych norm rodzaj i zakres wymaganych badań nieniszczących oraz kryteria ich odbioru są obligowane klasą wykonania konstrukcji. klasy te według norm europejskich i dotychczasowych norm krajowych omówiono w pracy [4]. 30 przegląd spawalnictwa 3/2012 duża liczba nowych norm oraz częsta ich nowelizacja powodują, że w wielu wypadkach projektanci nie określają istotnych wymagań dotyczących badań ndt (non-destructive testing) złączy spawanych, a nieraz błędnie je interpretują. problem komplikuje dobrowolność stosowania polskich norm w budownictwie oraz brak prawnego zakazu stosowania norm wycofanych, jak to było w systemie normalizacyjnym wówczas, gdy stosowanie norm było obowiązkiem, tj. przed 1994 r. w artykule przedstawiono rodzaj i zakres wymaganych badań ndt złączy spawanych w konstrukcjach budowlanych wg wymagań obu wymienionych norm [2, 3] oraz normy mechanicznej pn-78/m-69011 [5]. omówiono także badania in situ spoin w dwóch stalowych konstrukcjach, w ocenie których autorzy brali udział. zagadnienia te mogą być przydatne dla personelu technicznego zajmującego się problemami jakości i trwałości konstrukcji stalowych, tym bardziej że obecnie nie ma ogólnej normy europejskiej dotyczącej badań konstrukcji [6]. badania nieniszczące połączeń spawanych i ich jakość wymagania wg normy pn-b-06200 w przedmowie do normy pn-b-06200 podano, że jej zalecenia dotyczą także konstrukcji ze stali kategorii wyższej niż s355 i konstrukcji narażonych na zmęczenie [2]. wynika to z tego, że do opracowania normy wykorzystano prenormę europejską env 1090-1-1996-part 1. norma dzieli stalowe konstrukcje budowlane na trzy klasy o wymaganiach wykonawczych i jakościowych podanych w tablicy i. obowiązuje zasada: im wyższa klasa konstrukcji, tym większe wymagania organizacyjne oraz techniczne (poziomy wymagań jakości spawania). ustalając klasę konstrukcji, określa się jednocześnie wymagany poziom jakości poszczególnych złączy oraz poziomy akceptacji badań nieniszczących. każde połączenie spawane powinno podlegać kontroli – co najmniej badaniom wizualnym. według wymagań normy rodzaj i zakres badań ndt w stosunku do określonych elementów i połączeń, w zależności od klasy konstrukcji, podano w wierszu 7 tablicy i. określony tam rodzaj i zakres badań spoin dla konstrukcji klasy 1 należy przyjmować według rysunku 1 i tablicy ii, w zależności od gatunku stali, z której konstrukcja jest wykonana. podane tam wartości bez nawiasów dotyczą konstrukcji wykonywanych ze stali niestopowej kategorii nie większej niż s355, a wartości w nawiasach – konstrukcji wykonywanych ze stali drobnoziarnistej kategorii s420 i s460. wymagania wg pn-en 1090-2 normę można stosować do konstrukcji różnych typów (np. budynków, mostów, elementów pełnościennych i kratowych) obciążonych statycznie, jak również podlegających zjawiskom zmęczeniowym oraz działaniom sejsmicznym [3]. norma wprowadza cztery klasy wykonania konstrukcji, oznaczone exc1÷exc4. tablica i. podstawowe wymagania wykonawcze i spawalnicze dla poszczególnych klas konstrukcji table i. basic manufacturing and welding requirements in separate construction classes kryterium wymagań klasa konstrukcji 3 2 1 wymagania wykonawcze konstrukcji wg pn-b-06200 [2] obc. statyczne, stal kategorii > s235, grubość t ≤ 30 obc. statyczne i dynamiczne stal kategorii > s355, masa > 20 t obc. statyczne i dynamiczne stal kategorii ≤ s355, klasa konsekwencji cc3 – kf1 >1 poziom wymagań jakości wg pn-en iso 3834 [7] podstawowe (część 4 poz. [6]) standardowe (część 3 poz. [6]) pełne (część 2 poz. [6]) spoiny sczepne wg pn-b-06200 [2] l ≥ 50 mm l ≥ 4 t, gdy t ≤ 12 mm jak dla klasy 3 jak dla klasy 3 spoiny czołowe i pachwinowe wg pn-90/b-03200 [8] jak dla klasy 3 jak dla klasy 3 poziom jakości od ns wg pn-en iso 5817 [9] wymagania łagodne wymagania średnie wymagania ostre poziom akceptacji badań ndt wg en 1435 [10] i pn-en 1714 [11] badania rt-3 badania ut(niezalecane) badania rt-2 badania ut-3 badania rt-1 badania ut-2 zakres badań spoin wg pn-b-06200 [2] tylko vt 5% σ styków doczołowych 1% σl spoin pachwinowych wg rys. 1 i tabl. ii rys. 1. strefy połączeń i elementów oraz ukierunkowania spoin; c – strefy połączeń, m – strefy elementów, –.–.– – oś elementu, – – – – granica połączenia elementu, t – spoina poprzeczna do osi elementu (w dowolnym kierunku), l – spoina podłużna (równoległa do osi elementu) fig. 1. areas of joints, elements and welds orientation: c – joints areas, m – elements areas, –.–.– – element axis, – – – – element join board, t – perpendicular to the element axis weld (no-oriented), l – longitudinal weld (parallel to the element symmetrical axis) 31przegląd spawalnictwa 3/2012 wyboru odpowiedniej klasy exc dokonuje się wg zaleceń podanych w załączniku b normy, które omówiono w opracowaniu [4]. obowiązuje tu zasada: im wyższa klasa wykonania konstrukcji, tym większe są wymagania systemu oceny jakości. analogiczna zasada obowiązywała również dotychczas, z tym że w pn-b-06200 [2] najwyższą klasą jakości była klasa 1, a w eurokodzie jest to exc4, podczas gdy exc1 jest klasą najniższą. klasy wykonania konstrukcji mogą dotyczyć całej konstrukcji albo tylko jej części lub detalu. elementy konstrukcyjne wchodzące w skład całości obiektu mogą być zaliczone do różnych klas (np. elementy szkieletu obudowy do klasy exc1, a elementy szkieletu nośnego do klasy exc2). jeżeli w projekcie nie została określona klasa wykonania konstrukcji, to przyjmuje się klasę exc2. wykaz wymagań odnoszących się do poszczególnych klas wykonania podany jest w części trzeciej załącznika a normy pn-en 1090-2 [3]. podane tam zalecenia dotyczą: specyfikacji i dokumentacji wykonawczej, produktów składowych, prac przygotowawczych, tablica ii. zalecany rodzaj i zakres badań ndt spoin w konstrukcjach klasy 1 ze stali kategorii ≤ s355 oraz kategorii s420 i s460 table ii. recommended type and range of weld ndt testing in 1st construction class made by steel with ≤ s355, s420 and s460 category rodzaj złączy badania vt badanie nieniszczące spoiny warsztatowe spoiny montażowe strefy połączeń – c (rys. 1) 100% (100%) po pięć złączy analogicznych pozostałe, po jednym z pięciu każdego typu (20%) l każdego złącza 100% (100%) strefy elementów – m (rys. 1) elementy główne spoiny czołowe rozciągane 100% (100%) jak wyżej (100%) 100% (100%) spoiny czołowe ściskane 100% (100%) jak wyżej (10%) l każdej spoiny 100% (20%) l każdej spoiny poprzeczne pachwinowe na zakończeniu nakładek 100% (100%) jak wyżej (20%) l każdej spoiny 100% (20%) l każdej spoiny spoiny podłużne 100% (100%) 0,5 m na każdych 10 m złączy + jedno na cztery końce spoin (10%) l każdej spoiny podwójna liczba styków warsztatowych (20%) l każdej spoiny spoiny drugorzędne (np. mocowanie płatwi, żeber itp.) _ (100%) 1 na 20 złączy (1 na 20 złączy) tablica iii. podstawowe wymagania wykonawcze i spawalnicze dla poszczególnych klas wykonania konstrukcji exc table iii. basic manufacturing and welding requirements for separate exc classes kryteria wymagań klasa wykonania konstrukcji exc 1 exc 2 exc 3 exc 4 wymagania wykonawcze konstrukcji wg pn-en 1990 [1] i pn-en 1090-2 [3] obc. raczej statyczne, stal kategorii ≤ s355, niskie zagrożenie życia ludzkiego obc. statyczne i zmęczeniowe, stal kategorii > s355, przeciętne zagrożenie życia ludzkiego obc. zmęczeniowe lub sejsmiczne, stal kategorii > s355, wysokie zagrożenie życia ludzkiego obc. zmęczeniowe lub sejsmiczne, stal kategorii > s355, ekstremalne konsekwencje zniszczenia poziom wymagań jakości spawania wg pn-en iso 3834 [7] podstawowe (część 4 poz. [7]) standardowe (część 3 poz. [7]) pełne (część 2 poz. [7]) pełne (część 2 poz. [7]) spoiny sczepne wg pn en 1090-2 [3] l ≥ 50 mm l ≥ 4 tmax jak dla exc1 jak dla exc1 jak dla exc1 spoiny czołowe i pachwinowe wg pn-en 1993-1-8 [12] i pn-en 1708-2 [13] jak dla exc1 jak dla exc1 poziom jakości od ns wg pn-en iso 5817 [9] d (wymagania łagodne) c (wymagania średnie) b (wymagania ostre) b+ (wymagania ostre) poziom akceptacji badań ndt wg en 1435 [10] i pn-en 1714 [11] badania rt-3 badania ut – niezalecane badania rt-2 badania ut-3 badania rt-1 badania ut-2 badania rt-1 badania ut-2 zakres badań spoin wg pn-en 1090-2 [3] tylko vt ndt wg tabl. iv ndt wg tabl. iv ndt wg tabl. iv spawania, prostowania oraz prób odbiorczych, badań ostatecznych i prac naprawczych. wybiórczy wykaz wymagań analogicznych jak w tablicy i, dotyczących wyłącznie spawania i badań ndt spoin dla poszczególnych klas wykonania, podano w tablicy iii. pn-en 1090-2, podobnie jak norma pn-b-06200, podaje zakres nieniszczących badań spoin w konstrukcjach poszczególnych klas wykonania oraz określa wymagane poziomy ich jakości wg pn-en iso 5817 (tabl. iii) [9]. niezależnie od klasy konstrukcji wszystkie spoiny na całej długości powinny być poddane po wykonaniu kontroli wizualnej (vt), a w razie wykrycia niezgodności powierzchniowych – dodatkowym badaniom penetracyjnym (pt) lub magnetycznoproszkowym (mt). rodzaj i zakres wymaganych uzupełniających badań ndt w stosunku do określonych elementów i połączeń oraz kryteria ich odbioru powinny być określone w dokumentacji projektowej i wzorowane na zaleceniach zamieszczonych w tablicy iv z normy [3]. 32 przegląd spawalnictwa 3/2012 tablica iv. zakres dodatkowych badań ndt table iv. the range of additional ndt testing rodzaj spoin spoiny warsztatowe lub montażowe exc2 exc3 exc4 poprzeczne rozciągane spoiny czołowe z pełnym i niepełnym przetopem: u ≥ 0,5 u < 0,5 10% 0% 20% 10% 100% 50% poprzeczne spoiny czołowe z pełnym i niepełnym przetopem: w złączach krzyżowych w złączach t 10% 5% 20% 10% 100% 50% poprzeczne spoiny pachwinowe rozciągane lub ściskane: gdy a > 12 mm lub t > 20 mm gdy a ≤ 12 mm i t ≤ 20 mm 5% 0% 10% 5% 20% 10% spoiny podłużne i spoiny do usztywnień (żeber) 0% 5% 10% uwaga 1. spoinami podłużnymi są spoiny równoległe do osi elementów. wszystkie pozostałe spoiny są traktowane jako poprzeczne. uwaga 2. u – stopień wykorzystania nośności spoiny przy oddziaływaniach statycznych. u = ed/rd, gdzie ed – największy efekt oddziaływania, rd – nośność spoiny uwaga 3. oznaczenia a i t odnoszą się do grubości spoiny najcieńszej z łączonych części. tablica v. dodatkowe wymagania związane z poziomem jakości b+ oraz wymagania dla poziomu jakości b (w nawiasach) table v. additional requirements for b+ quality level and requirements for b quality level (in bracket) oznaczenie niezgodności ograniczenie niezgodności podtopienie – 5011, 5012 niedopuszczalne (h ≤ 0,05 t, max 0,5 mm) pęcherze i pory od 2011 do 2014 spoiny czołowe d ≤ 0,1 s, max 2 mm (d ≤ 0,2 s, max 3 mm) spoiny pachwinowe d ≤ 0,1 a, max 2 mm (d ≤ 0,2 a, max 3 mm) wtrącenia stałe – 300 spoiny czołowe h ≤ 0,1 s, max 1 mm l ≤ s, max 10 mm (h ≤ 0,2 s, max 2 mm) (l ≤ s, max 25 mm) spoiny pachwinowe h ≤ 0,1 a, max 1 mm l ≤ a, max 10 mm (h ≤ 0,2 a, max 2 mm) (l ≤ a, 25 mm) przesunięcie brzegów – 507 h ≤ 0,05 t, max 2 mm (h ≤ 0,1 t, max 3 mm) wklęśnięcie grani – 515 niedopuszczalne (ns krótkie: h ≤ 0,05t, max 0,5 mm) łatwo zauważyć, że przedstawiony zakres uzupełniających badań ndt spoin jest szerszy niż wg normy pn-b-06200, zestawiony w tablicy ii. dotyczy to zwłaszcza rozszerzonego zakresu badań dla klasy wykonania konstrukcji exc4, dla której wprowadzono również nowy poziom jakości spoin b+ (tabl. v). w celu pełnego zobrazowania dodatkowych wymagań związanych z poziomem jakości b+, w tablicy v oprócz danych z norm zapisanych bez nawiasów, podano tablica vi. klasy złączy i odpowiadająca im wartość wytrzymałości zmęczeniowej rz [5] oraz kategorii zmęczeniowej δσc [15] table vi. welds classes with adequate fatigue strength rz values [5] and the fatigue category δσc [15] klasa złącza 1) wytrzymałość zmęczeniowa rz [mpa] przy r = –1 i n = 2x106 cykli oraz kategoria zmęczeniowa (δσc) mpa spoiny czołowe spoiny pachwinowe przy naprężeniach rozciągających i ściskających ścinających rz (δσc) 2) tabl. 8.3 rz (δσc) 3) rz (δτc)3) a 84 (90) 50 (71) – 100 b 75 (80) 45 (71) 50< l ≤ 80 53 od (71) do (56) c 63 (63) 38 (63) 80< l ≤100 44 d 45 (50) 27 (56) l > 100 32 e – – – – 19 – 1) klasa złącza a – spoiny zlicowane z powierzchnią łączonych części 2) wartości minimalne w zależności od karbu i wykonania 3) jak w 2) wg tabl. 8.2 i 8.4 [15] również charakterystykę niezgodności spawalniczych (ns) dotyczących poziomu jakości b – wartości w nawiasach wg normy pn-en iso 5817 [9]. należy zauważyć, że tablica v jest częścią normowej tablicy 17 z normy [3] przedstawiającej dodatkowe wymagania związane z poziomem jakości b+. w tablicy v nie zamieszczono wymagań dodatkowych dotyczących spoin w mostowych płytach ortotropowych. wymagania wg normy pn-78/m-69011 norma pn-b-06200 [2] dotyczy również konstrukcji narażonych na zmęczenie, lecz nieujętych w odrębnych normach przedmiotowych. dlatego nie podano w niej zaleceń niewycofanej do tej pory przez pkn normy pn-78/m-69011 [5], która dotyczy złączy stalowych konstrukcji spawanych z wyjątkiem naczyń ciśnieniowych i konstrukcji okrętowych. w konstrukcjach budowlanych wg tej normy oblicza się belki podsuwnicowe i inne konstrukcji wsporcze dla urządzeń dźwigowych. tok obliczeń jest bardziej złożony niż wg normy [8], ale lepiej odzwierciedla warunki pracy konstrukcji [14]. norma [5] rozróżnia 5 klas złączy spawanych w zależności od wytrzymałości zmęczeniowej rz podanej w tablicy vi, w której dodatkowo, w nawiasach, podano kategorie zmęczeniowe δσc odpowiadające wytrzymałości zmęczeniowej normatywnej dla liczby cykli n = 2x106 wg pn-en 1993-1-9 [15]. zasady kształtowania spawanych połączeń elementów poddanych obciążeniom zmiennym wynikają z kategorii zmęczeniowej łączonych elementów zestawionych w normie [15]. podobnie jak karby konstrukcyjne, również wszelkie nieciągłości wykonawcze obniżają wytrzymałość zmęczeniową połączeń. dlatego 33przegląd spawalnictwa 3/2012 tablica vii. długość odcinków badanych w odniesieniu do długości złączy spawanych w poszczególnych klasach table vii. the testing length compared with weld length in separate quality classes klasa złącza długość odcinków badanych złączy, % 1) spoiny czołowe spoiny pachwinowe poziom jakości wg pn-en iso 5817 [9] 2) kontrola ndt sprawdzanie powierzchni i wymiarów kontrola ndt sprawdzanie powierzchni i wymiarów a b+ 100 100 b b 50 100 100 c c 25 50 50 50 d d 10 25 25 25 e 10 25 1) dla złączy wszystkich klas wymagana jest 100% kontrola wizualna – vt 2) norma pn-78/m-69011 podaje klasy wadliwości wg nieaktualnej normy pn-74/m-69772, autorzy podali poziomy jakości wg pn-en iso 5817 połączenia spawane w konstrukcjach narażonych na zmęczenie powinny być wykonane szczególnie starannie. ustalając klasę złącza, wg tablicy vi, określa się jednocześnie wymagania technologiczno-wykonawcze (odstępy między łączonymi elementami, spoiny sczepne, płytki dobiegowe i wybiegowe, podpawanie, odchyłki wymiarów spoin), kryteria akceptacji oraz zakres kontroli po spawaniu (tabl. vii). jakość złączy spawanych poddanych badaniom ndt do niedawna złącza wykonywane metodami spawalniczymi uważano za najsłabsze miejsca w konstrukcjach stalowych [14,16]. przyjmowano, że mają one nie tylko obniżoną w stosunku do materiału rodzimego wytrzymałość statyczną i dynamiczną (udarową i zmęczeniową), ale też, że wykazują skłonność do pęknięć eksploatacyjnych [17]. w ostatnich 20 latach dokonał się jednak ogromny postęp w zakresie materiałów i technik spawalniczych, który wpłynął na właściwości złączy. osiągnięty został poziom technologiczny, przy którym złącze nie powinno być słabsze – w szerokim pojęciu – od materiału rodzimego. o jakości wyboru decyduje cały proces tworzenia konstrukcji, począwszy od dokumentacji projektowej i wykonawczej, przez zastosowanie właściwych materiałów, przygotowanie produkcji, technologie wytwarzania, wreszcie nadzór i kontrolę jakości. proces spawania elementów konstrukcji najczęściej różni się od optymalnych warunków i/lub parametrów określonych w technologii spawania oraz w wymaganiach norm. różnice te mają decydujący wpływ na powstawanie niezgodności spawalniczych, które ujawniają kontrolne badania ndt spoin. zagadnienia jakości spoin w stalowych konstrukcjach budowlanych przedstawiono na przykładzie dwóch obiektów stalowych, których ocenę stanu technicznego wykonali autorzy artykułu. zakres tej oceny, poza zagadnieniami stricte budowlanymi, dotyczył również badań wizualnych spoin konstrukcyjnych oraz ustosunkowania się do wyników ultradźwiękowych badań produkcyjnych spoin czołowych. stalowa konstrukcja zwieńczenia wieży kościoła św. jakuba apostoła w szczecinie konstrukcję hełmu wieżowego kościoła przedstawiono w opracowaniu [18]. stalową konstrukcję jego zwieńczenia stanowi przestrzenna kratownicowa wieża wysokości 27,84 m w postaci ośmiobocznego ostrosłupa o zróżnicowanej szerokości ścian (rys. 2). jest to przestrzenny układ czterech wzajemnie stężonych kratownic płaskich. dodatkowo w górnej strefie wieży przyspawana jest rura średnicy 159x8 mm długości 12 m. łączna wysokość wieży z krzyżem wynosi 31,92 m. rurowe pręty krawężnikowe wieży mają dwa spawane styki doczołowe – styk warsztatowy na wysokości 6,1 m (rys. 3) oraz styk montażowy na zróżnicowanych wysokościach 12,1 i 12,5 m. stalową konstrukcję kratową zaprojektowano z rur stalowych bez szwu rhs 100x100x8 mm w części dolnej i rhs 100x100x6 mm w części górnej ze stali s235jrh, a blachy węzłowe i pierścień podporowy ze stali s235jrg2. maksymalne obliczeniowe wartości naprężeń w spoinach czołowych wynoszą: σ = –59 i +50 mpa, a w spoinach pachwinowych τ = 117 mpa. zgodnie z projektem technicznym przyjęto: – klasę konstrukcji 2 wg pn-87/m-69008, – metodę spawania 136, wg en iso 4063 – spawanie łukowe w osłonie gazu aktywnego drutem proszkowym, – spoiny czołowe t = 6,0 i 8,0 mm badane ultradźwiękowo (ut) na 100% ich długości wg pn-en 1714:2002, – spoiny pachwinowe a = 4 mm badane penetracyjnie (pt) na 10% ich długości zgodnie z pn-en 1289:2000, – badanie wizualne (vt) w 100% wg pn-en 970:1999, – poziom jakości złączy c wg pn-en iso 5817:2007, – poziom akceptacji badania ut: 3 wg pn-en 1712:2001 (poziom badania a). badania ndt spoin w konstrukcji wieży wykonał zakład specjalistyczny. według protokołów badań ut spoiny czołowe (t = 8 mm) styku warsztatowego (s) badano przy jednostronnym prowadzeniu głowic wzdłuż lica spoiny, a spoiny czołowe (t = 6 mm) wzdłuż styku montażowego (sm) przy 34 przegląd spawalnictwa 3/2012 dwustronnym prowadzeniu głowic mwb 70-4. ostatecznie badaniom ut poddano spoiny o łącznej długości 3x12x400 = 14 400 mm. na 3 słupach w spoinach styku sw oraz na 2 słupach w styku sm stwierdzono niepełny przetop grani na wysokości 2÷4 mm. takie niezgodności spawalnicze (4021 wg pn-en iso 6520-1:2009) stwierdzono na odcinku o łącznej długości 470 mm. wadliwe odcinki spoin wycięto i założono nowe spoiny poprawnej jakości. autorzy podczas badań własnych poddali oględzinom wszystkie złącza spawane oraz wykonali pomiary grubości i długości poszczególnych spoin pachwinowych (rys. 2÷4). parametry spoin były zgodne z projektem i wymaganiami norm; ich grubość a wynosiła 4,0÷4,5 mm, a długość była większa od 100 mm [8]. poprawne były lica spoin, bez żadnych podtopień, ani porowatości. poziom jakości tych spoin, zgodnie z normą [9], oszacowano jako b. stalowa hala produkcyjno-magazynowa poprzeczny układ konstrukcyjny hali przedstawiono na rysunku 5. jest to hala dwunawowa o rozpiętości 2x24 = 48 m ze słupami przegubowo połączonymi w fundamencie. rygle oraz słupy skrajne to blachownice spawane ze stali s355j2g3, a słup środkowy zaprojektowano z rury o średnicy 219,1/6,3 mm ze stali s235jrh. elementy montażowe rygli mają zmienną długość (3,1÷10,8 m) i zmienną wysokość środnika, od 900 mm w kalenicy i 800 mm przy słupach skrajnych do 700 mm w części środkowej przęsła. pasy rygli i słupów skrajnych, o szerokości 240 mm i zmiennej grubości (10÷18 mm), połączone są ze środnikiem spoinami pachwinowymi a = 2,5 mm oraz a = 4 mm na odcinku przykalenicowym długości 6,2 m (rys. 5). warsztatowe spawane styki doczołowe środników rygli i słupów mają grubość tw = 6 mm, natomiast wszystkie styki montażowe elementów ram zaprojektowano jako połączenia sprężone śrubami kl. 10.9 (rys. 6 i 7). zgodnie z obliczeniami statycznymi maksymalne wykorzystanie nośności w elementach ramownic wynosi: – w środniku słupów skrajnych – 92,2%, – w ryglowych elementach przysłupowych – 85 i 93%, – w elementach środkowych rygli – 96,3÷105,5%. w projekcie technicznym obiektu przyjęto: – klasę konstrukcji – 2, – metodę spawania – 136, – poziom jakości złączy – c (wymagania średnie). rys. 2. widok wieży kościoła i szczegóły złączy spawanych fig. 2. the view of church tower with welds description rys. 3. spoiny czołowe styku warsztatowego na wysokości 6,1 m fig. 3. workshop contact butt welds at the high of 6.1 m rys. 4. spoiny czołowe prętów krawężnikowych styku montażowego fig. 4. assembly edge-rod butt welds rys. 5. schemat konstrukcyjny przęsła ramownicy hali fig. 5. construction scheme of severy bay of hall frame 35przegląd spawalnictwa 3/2012 ze względu na wysoki poziom naprężeń w spoinach, postanowiono przeprowadzić dodatkowe badania kontrolne. badaniami wizualnymi objęto wszystkie spoiny w elementach dwóch niezmontowanych przęseł ram głównych hali (rys. 7), natomiast badaniami ultradźwiękowymi objęto 16 styków doczołowych w tych elementach, o łącznej długości 6900 mm. badania ultradźwiękowe dotyczyły spoin czołowych (rys. 5): – w 2 podporowych słupach skrajnych – 2 złączy środników ś i 2 złączy pasowych p, – w 3 elementach montażowych rygli – 4 złączy środników ś i 8 złączy pasowych p. norma [11] dotyczy badań ut złączy spawanych z pełnym przetopem o grubości nie mniejszej niż 8 mm. według pn-en 12062:2000 metoda ut przy grubości badanego materiału t < 8 mm jest stosowana w ograniczonym zakresie, dlatego badanie ut złączy środników o t = 6 mm prowadzono dwustronnie. taką technologię zastosowano przy wszystkich 16 badanych złączach doczołowych. badania spoin, razem z autorami artykułu, przeprowadził ten sam zakład specjalistyczny, który badał spoiny w omówionej konstrukcji wieży kościoła. badania wizualne (vt) spoin pachwinowych i czołowych nie wykazały dyskwalifikujących zewnętrznych niezgodności spawalniczych. lica spoin wykonano poprawnie, bez podtopień i porowatości (rys. 8 i 9). również pomierzona grubość spoin pachwinowych była nie mniejsza od grubości projektowanej a = 2,5 mm. należy jednak zauważyć, że grubość ta przy pasach o grubości t = 15 mm nie spełnia wymagań normy, gdyż jest mniejsza od a = 0,2 tmax = 3 mm [8]. badania ultradźwiękowe (ut) wykazały bardzo dobrą jakość wszystkich badanych spoin czołowych w 16 stykach. podczas badań stwierdzono jedynie pojedyncze wady w postaci pustek gazowych 201 i wtrąceń żużla 301. nie stwierdzono wad ciągłych w postaci przyklejenia i braku przetopu 400. poziom jakości tych spoin można określić jako b [9]. ze względu na wyrywkowy charakter badań przyjęto ostatecznie obniżony poziom jakości c, zgodny z przyjętym w projekcie technicznym konstrukcji hali. rys. 6. widok ogólny stalowej konstrukcji hali produkcyjnej fig. 6. the main view of hall steel construction rys. 7. niezmontowane dwa przęsła hali, w których spoiny badano metodą ut fig. 7. two not-assembled severy bays of hall in which the welds using ut method were tested rys. 8. złącze środnika ś w elemencie środkowym rygla ramy fig. 8. the web of an i-beam (ś) in the middle frame spandrel beam rys. 9. złącze pasowe p w słupie skrajnym hali fig. 9. the assembly joint (p) in hall pylon 36 przegląd spawalnictwa 3/2012 podsumowanie duża liczba norm, ich częsta nowelizacja oraz dobrowolność stosowania jest powodem zróżnicowanej interpretacji wymagań dotyczących projektowania konstrukcyjnego, wykonania montażu oraz kontrolowania jakości produkcji. harmonizację przepisów w procesach inwestycyjnych i kontroli jakości produkcji budowlanej stanowi pakiet eurokodów wdrażanych jako normy polskie. od listopada 2009 r. normę pn-b-06200, dotyczącą wykonania i odbioru stalowych konstrukcji, zastąpiła polska wersja normy pn-en 1090-2. nowa euronorma wprowadziła zmiany w klasach wykonywania konstrukcji i w zagadnieniach technologicznych oraz spawalniczych, jak również w badaniach ndt spoin (tabl. iii i iv). norma ta wprowadziła nową klasę konstrukcji o zaostrzonych wymaganiach wykonawczych i podwyższonym poziomie jakości spoin b+ (tabl. v). szkoda, że nie zastąpiła również wymagań normy pn-78/m-69011 [5]. literatura [1] pn-en 1990:2004 eurokod – podstawy projektowania konstrukcji. [2] pn-b-06200:2002 konstrukcje stalowe budowlane – warunki wykonania i odbioru – wymagania podstawowe. [3] pn-en 1090-2:2009 wykonanie konstrukcji stalowych i aluminiowych – część 2: wymagania techniczne dotyczące konstrukcji stalowych. [4] wichtowski b., czajkowski t.: klasy wykonania spawanych stalowych konstrukcji budowlanych według norm europejskich i dotychczasowych norm krajowych. materiały xvi naukowo-technicznej konferencji spawalniczej „postęp, innowacja i wymagania jakościowe procesów spajania”. międzyzdroje 2010. [5] pn-78/m-69011 spawalnictwo – złącza spawane w konstrukcjach stalowych – podział i wymagania. [6] pn-en 1090-1:2010 wykonanie konstrukcji stalowych i aluminiowych – część 1: zasady oceny zgodności elementów konstrukcyjnych. [7] pn-en iso 3834:2007 wymagania jakości dotyczące spawania materiałów metalowych (część 1: kryteria wyboru odpowiedniego poziomu wymagań jakości; część 2: pełne wymagania jakości; część 3: standardowe wymagania jakości; część 4: podstawowe wymagania jakości). [8] pn-90/b-03200 konstrukcje stalowe – obliczenia statyczne i projektowanie. kryteria akceptacji niezgodności spawalniczych oraz zakresy badań ndt spoin zależą od klasy wykonania konstrukcji. zdaniem autorów artykułu duży wpłw na jakość połączeń mają procesy ich spawania. według przybliżonych danych literaturowych, w polsce udział spawania proszkowego (114, 136, 137) nie przekracza 3%, a spawanie elektrodami otulonymi (111) ocenia się na ok. 20%, podczas gdy dla europy zachodniej wynosi ono odpowiednio 10 i 15%. badania kontrolne węzłów spawanych stalowej konstrukcji wieży kościoła miały na celu sprawdzenie zgodności ich charakterystyk produkcyjnych. wyrywkowe badania ut spoin czołowych w konstrukcji nośnej hali ramownicowej wykonano w celu bezpośredniego ustalenia nośności granicznej konstrukcji i potwierdzenia ich jakości określonej przez producenta. tego typu badania są zaliczane do środków zarządzania jakością i zalecane przez pn-en 1990 [1]. [9] pn-en iso 5817:2009 spawania – złącza spawane ze stali, niklu, tytanu i ich stopów (z wyjątkiem spawanych wiązką) – poziomy jakości według niezgodności spawalniczych. [10] en 1435:1997 non-destructive examination of welds. radiographic examination of welded joints. [11] pn-en 1714:2002 badania nieniszczące złączy spawanych – badania ultradźwiękowe złączy spawanych. [12] pn-en 1993-1-8:2006 eurokod 3: projektowanie konstrukcji stalowych – część 1-8: projektowanie węzłów. [13] pn-en 1708-2:2004 spawanie – podstawowe rozwiązania stalowych połączeń spawanych – część 2: elementy nie obciążone ciśnieniem wewnętrznym. [14] augustyn j.: połączenia spawane i zgrzewane. arkady, warszawa 1987. [15] pn-en 1993-1-9:2007 eurokod 3: projektowanie konstrukcji stalowych – część 1-9: zmęczenie. [16] senkara j.: czy złącze musi być najsłabszym miejscem konstrukcji? biuletyn instytutu spawalnictwa 5/2003. [17] wichtowski b.: wytrzymałość zmęczeniowa spawanych złączy doczołowych w stalowych mostach kolejowych. pn ps nr 527. wydawnictwo ps, szczecin 2002. [18] nowaczyk s., płotkowiak m.: nowy hełm wieży kościoła pod wezwaniem św. jakuba apostoła w szczecinie. inżynieria i budownictwo 5/2009. ps 001 2016 www.pdf 139przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 wykorzystanie światłowodów w inżynierii medycznej application of fiber optics in medical engineering streszczenie w artykule przedstawiono możliwości wykorzystania światłowodów w inżynierii medycznej. zostały przedstawione laboratoryjne wyniki badań inteligentnego systemu monitorującego podłoże pacjenta w opiece pielęgnacyjnej. oprócz informacji o ułożeniu pacjentów na materacu uzyskujemy w systemie monitorowania także informacje o aktualnej temperaturze pacjenta i wilgotności podłoża. słowa  kluczowe: diagnostyka; światłowody; pomiary odkształceń; inżynieria medyczna abstract the article issues the possibilities of using optical fiber in medical engineering. they were presented laboratory results of intelligent monitoring system of patients’ underlay in nursing process. the monitoring system provides information about the patients position on a mattress and also the current patients temperature and underlay humidity.   keywords:  diagnostics; optical fiber, measurements deformation; medical engineering wstęp urządzenia i systemy diagnostyczne bazujące na światłowodach wykorzystywane są szeroko w telekomunikacji, w przemyśle, transporcie i wielu aplikacjach specjalistycznych. światłowody mają też inne istotne zastosowania stosowane są one jako czujniki służące do pomiarów wartości różnych wielkości fizycznych, w szczególności temperatury i ciśnienia, oraz naprężeń, odkształceń, położenia, odległości, wibracji, a ostatnio także wilgotności [1÷3]. w ramach nowych kierunków kształcenia studentów na studiach technicznych pojawiła się inżynieria medyczna, łącząca w sobie wiedzę i doświadczenie niezbędne do tworzenia nowych technologii inżynierskich oraz ich zastosowania w praktyce medycznej. leczenie chorych u których samodzielność i swoboda poruszania się na łóżku jest znacznie ograniczona (urazy wielonarządowe, porażenia, opatrunki gipsowe) lub całkowicie wyłączona (pacjent nieprzytomny) wymaga od personelu medycznego, zwłaszcza pielęgniarskiego intensywnego nadzoru. nadzór ten obejmuje ocenę parametrów życiowych (tętno, ciśnienie tętnicze, saturacja krwi, temperatura itp.) a także szeroko rozumianą profilaktykę zapobiegającą powikłania związanym z przedłużającym się unieruchomieniem pacjenta. do takich powikłań zaliczamy odleżyny, skostnienia stawowe, przykurcze mięśni, ucisk nerwów obwodowych, zapalenie żył, zapalenie płuc itp.. odleżyny najczęściej tworzą się w okolicy miednicy, kości krzyżowej, na łokciach i piętach. dlatego co dwie godziny należy zmieniać ułożenie ciała chorego. w szpitalach często brakuje pielęgniarek do obsługi pielęgnacyjno-medycznej pacjentów, stąd pomysł na kompleksowy system monitorowania podłoża (materacy) pacjentów w którym inteligentny układ elektroniczny pozwala na przesyłanie informacji o aktualnym ułożeniu pacjenta i czasie jego przebywania w tym położeniu. jerzy kwaśniewski, janusz juraszek przeglad welding technology review odpowiedzią na powyższą problematykę był przedmiot zgłoszenia patentowego inteligentny system monitorujący podłoże pacjenta w opiece pielęgnacyjnej. oprócz informacji o ułożeniu pacjentów uzyskujemy w systemie monitorowania także informacje o aktualnej temperaturze pacjenta i wilgotności podłoża spowodowanego np. wyrwanym wenflonem, problemem fizjologicznym, wymiocinami itp. opis systemu pomiarowego w systemie monitorowania wykorzystywane są czujniki fbg posiadające niewielkie rozmiary i bardzo małą masę co pozwala na duże zmniejszenie wagi systemu pomiarowego w porównaniu do czujników elektrycznych. obecnie najbardziej rozpowszechnione, są czujniki fbg, które mierzą odkształcenia i mogą być traktowane jako zamiennik powszechnie stosowanych tensometrów elektrooporowych. systemy pomiarowe wykorzystujące czujniki światłowodowe znajdują zastosowanie wszędzie tam, gdzie dotychczas nie było możliwe zastosowanie większej ilości sensorów z uwagi na ich zbyt dużą masę wraz z okablowaniem. są one łatwiejsze w instalacji w porównaniu do czujników elektrycznych. na pojedynczym światłowodzie może być naświetlonych kilka siatek bragga kontrolowanych przez jeden kanał urządzenia. zastosowanie interrogatorów wielokanałowych pozwala na utworzenie gęstej siatki punktów pomiarowych. w porównaniu do innych systemów wykorzystujących pojedyncze urządzenia do odczytywania wyników z pojedynczych czujników, rozwiązanie to znacznie obniża koszty pomiarów. ponadto, rożnego rodzaju wartości mogą być odczytywane przez jeden kanał (ugięcia, temperatura, prof. dr hab. inż. jerzy kwaśniewski; dr hab. inż. janusz juraszek prof. agh – akademia górniczo-hutnicza w krakowie. autor korespondencyjny/corresponding author: kwasniew@agh.edu.pl 140 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 ciśnienie). ponieważ nie istnieje praktycznie ograniczenie w długości światłowodu, czujniki mogą być oddalone kilka kilometrów od urządzenia sterującego bez potrzeby zastosowania wzmacniaczy. zasada działania czujnika fbg bazuje na liniowej zmianie długości fali bragga (rys.1). siatka dyfrakcyjna, utworzona jest za pomocą promieniowania uv, rejestruje zmiany współczynnika załamania światła wzdłuż rdzenia. zmiany długości fali świetlnej są wprost proporcjonalne do zmian odkształcenia i temperatury elementu, na którym jest umieszczony światłowód z siatką bragg’a. umieszczenie światłowodu polega na przyklejeniu lub zamocowaniu mechanicznych. znajomość odkształcenia umożliwia poprzez związki fizyczne wyznaczenia naprężenia w kierunku osi siatki bragg’a [2,5]. długość odbitej fali określona jest równaniem: (1) gdzie: nef – efektywny współczynnik załamania rdzenia włókna, – okres siatki rys. 1. istota pomiaru odkształceń za pomocą światłowodu z siatką bragg’a fbg fig. 1. strain measurement using optical fiber mesh bragg fbg do zalet czujników światłowodowych fbg można zaliczyć: – odporność w chemicznie agresywnym środowisku, – odporność na wysokie napięcie elektryczne i zakłócenia elektromagnetyczne, – możliwość badania odkształceń do 10%, – niewielkie wymiary – możliwość stosowania w małych elementach konstrukcji, – długa żywotność sięgająca ponad 20 lat, – możliwość podłączenia wielu czujników na jednej linii światłowodowej. czujniki fbg nie wymagają osobnego zasilania. dzięki temu są całkowicie odporne na interferencje wywołane przez zakłócenia elektrostatyczne lub źródła częstotliwości radiowych. ponadto, sensory mogą być stosowane w ciężkich, eksplozyjnych warunkach. charakteryzują się również wysoką wytrzymałością zmęczeniową. czujniki fbg wykazują niezmienność swoich własności pomiarowych w czasie. dzięki temu, że należą do grupy czujników pasywnych, posiadają zerowy dryft a co za tym idzie, mogą być używane przez wiele lat bez konieczności powtórnej kalibracji [8,10]. dzięki tej własności szczególne zastosowanie znalazły przy długotrwałym monitoringu. jedną z zalet omawianych czujników jest możliwość naświetlenia znacznej liczby siatek bragg’a w jednym włóknie światłowodowym, w odległości zarówno kilku milimetrów, jak i w odstępie kilku kilometrów. ponadto odpowiednie rozmieszczenie tych elementów umożliwia realizację czujników reagujących nie tylko na zmianę temperatury i odkształcenia, ale też takich parametrów jak wilgotność. głównym elementem systemu do pomiarów odkształceń i/lub temperatury jest interrogator optoelektryczne urządzenie odczytujące zmianę długości fali wprost proporcjonalną do odkształcenia siatki bragga na pojedynczym światłowodzie. interrogator jest znanym urządzeniem szeroko opisywanym w literaturze. pełny układ pomiarowy tworzy interrogator, czujniki fbg (czujniki z siatką bragga) oraz komputer wraz z inteligentnym oprogramowaniem [6,7,9]. oprogramowanie pozwala na rozróżnienie obciążenia czujników spowodowanych różnym ułożeniem pacjenta, na ilościowy pomiar temperatury której wartość wcześniej jest kalibrowana do panujących warunków, na pomiar jakościowy wilgotności we wskazanych miejscach materaca. na ekranie komputera pokazywana jest informacja o mierzonych parametrach jednocześnie na wszystkich łóżkach z wpiętą siecią światłowodową w jeden obwód. na rysunku 2 przedstawiono przykładowe rozwiązanie zawierające podstawowe elementy inteligentnego systemu monitorującego składającego się materaców 1 z częścią zasadniczą 2 oraz warstwą wierzchnią 3 w której umieszczono sieć czujników światłowodowych fbg 7 lub sieć światłowodów 4 połączoną z jednym interrogatorem 5 i części elektronicznej zawierającej komputer 6 z oprogramowaniem, połączony sprzęgaczem z siecią. sieć światłowodowa umieszczona w kolejnych materacach 1 jest łączona szeregowo. rys. 2. schemat połączenia sieci światłowodowej fig. 2. diagram of fiber optic network rys. 3. rozmieszczenie czujników fbg na powierzchni materaca fig. 3. fbg sensor arrangement on the surface of the mattress 2b e fnλ = ⋅λ 2b e fnλ = ⋅λ 141przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 na rysunku 3 przedstawiono przykładowe rozmieszczenie czujników fbg na powierzchni materaca. zmiana pozycji pacjenta 12 – pozycja na plecach lub na boku – określana jest przez pomiar naprężeń powstających w wyniku rozciągania lub ściskania światłowodu powodującego deformację siatki bragga, co prowadzi do zmiany jej gęstości, a w efekcie do zmiany długości fali światła odbijanego przez czujnik fbg 10, co jest rejestrowane w komputerze 6. czujniki te usytuowane są na wysokości barków i miednicy (bioder). zmiany temperatury pacjenta powodują zmianę współczynnika odbicia materiału, z którego wykonany jest rdzeń czujnika fbg 9 i następuje też rozszerzenie struktury, co dodatkowo wpływa na rozkład oczek siatki bragga czujników fbg 9 i umożliwia rejestrację ciepłoty ciała pacjenta 12. czujniki temperatury 9 usytuowane są pod głową i w okolicy kręgosłupa lędźwiowego. są one kalibrowane w zależności od ewentualnych dodatkowo pojawiających się osłon np. cerat, poduszek itp. czujniki fbg wilgotności 8 usytuowane są na światłowodzie 4 w miejscach materaca 1 gdzie prawdopodobieństwo wystąpienia zawilgocenia jest największe i są to okolice dłoni gdzie ewentualne wyrwanie wenflonu może spowodować wilgoć, okolice narządów płciowych (problemy fizjologiczne pacjentów), okolice głowy dla przypadków pojawienia się wymiocin. badania laboratoryjne układ pomiarowy rejestruje temperaturę pacjentów oraz naprężenia wynikające z jego ułożenia na materacu. system jest dowolnie konfigurowalny, co oznacza, że jednocześnie możemy wprowadzić wiele progów alarmowych w zależności od zaistniałej sytuacji. alarm może być generowany w momencie: – przekroczenia wyznaczonego progu temperatury, – stałego wzrostu temperatury w krótkim wyznaczonym czasie, – przemieszczenia się pacjenta. inne zalety to: – rejestracja temperatury mierzonej w określonym materacu, – bardzo dokładna lokalizacja miejsca zmiany temperatury, – długookresowy monitoring temperatury, – możliwość wielokrotnego odtwarzania pomiarów temperatury, – kabel sensoryczny jest łatwy w montażu (jak kabel elektryczny), – brak oddziaływania kabla na pacjenta, – brak przepływu prądu w kablu (bezwybuchowość, kompatybilność emc), – możliwość pracy w trudnych warunkach (zapylenie, kurz), odporność na korodowanie, promienie uv, wodę. rys. 4. badania laboratoryjne systemu pomiarowego fig. 4. laboratory tests of the measuring system w warunkach laboratoryjnych (rys.4) wykonano pierwsze badania układu pomiarowego. próba polegała na obserwacji sygnału światłowodowego w różnych położeniach pacjenta: leżenie na plecach, na prawym i lewym boku. na rysunku 5 przedstawiono zmiany sygnału wywołane różnym obciążeniem światłowodu w zależności od ułożenia pacjenta. czujnik nr 1-1(kolor czerwony) ułożono w osi materaca. czujnik 1-2 (niebieski) znajduje się po prawej stronie materaca. czujnik 1-3 (zielony) znajduje się w okolicach lędźwi. czujnik 1-4 (czarny) znajduje się po lewej stronie materaca. najbardziej jest obciążony czujnik nr 1-1 i wynika to ze zmiany położenia i zwiększonego nacisku okolic kręgosłupa. ale dzięki obserwacji czujnika nr 1-4, którego wartości są większe niż czujnika nr 1-2, wiemy że pacjent leży na lewym boku a kiedy na prawym boku. wszystkie wahania, które można zaobserwować na wykresie wynikają z tego że materiał z którego wykonany jest materac nie jest idealnie sprężysty. na wykresie przedstawiono wartości odkształcenia przy różnych położeniach pacjenta. czujniki fbg 8 (rys.3) służące do pomiaru wilgotności pokryte są cienką powłoką polimerową o odpowiedniej grubości, która pod wpływem wilgoci pęcznieje dając informację o stanie zawilgocenia materaca 1. na wyświetlaczu komputera (rys.6) podawana jest jednocześnie informacja o stanie wilgotności materaców grupy pacjentów, ich aktualnej temperaturze ciała oraz o aktualnej ich pozycji (na plecach lub na boku) i czasie ułożenia w tej pozycji. czujniki fbg wilgotności 8 usytuowane są na światłowodzie 4 w miejscach materaca 1 gdzie prawdopodobieństwo wystąpienia zawilgocenia jest największe (okolice dłoni, bioder, głowy). czujniki temperatury 9 usytuowane są pod głową i pod biodrami pacjenta 12, zaś czujniki odkształceń 10 usytuowane są w miejscach o największym obciążeniu materaca (pod ramionami i biodrami). na rysunku 5 przedstawiono zarejestrowane odkształcenia światłowodu w mikrostrainach dla różnych położeń pacjenta na materacu ( na osi poziomej czas próbkowania). rys. 5. zarejestrowane odkształcenia światłowodu w różnych położeniach pacjenta fig.  5. registered deformation of the fiber at different positions of the patient rys. 6. przykładowy obraz modułu z informacją o położeniu pacjenta, czasie pobytu w danym położeniu, temperaturze i wilgotności fig. 6. sample image of the module with information about the position of the patient, stay time in the position, temperature and humidity 142 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 wnioski przedstawiony inteligentny system monitorujący podłoże pacjenta w opiece pielęgnacyjnej umożliwia monitorowanie zmian położenia pacjenta, jego aktualnej temperatury oraz zmiany wilgotności w wybranych miejscach materaca. światłowodowe czujniki fbg posiadają szereg zalet w stosunku do innych tradycyjnych systemów, takich jak mały rozmiar i ciężar, chemiczna obojętność, biozgodność, zdolności do multipleksowania. mogą one znaleźć w przyszłości zastosowanie w aplikacjach związanych z zagadnieniami biomechanicznymi oraz inżynierii rehabilitacyjnej. literatura [1] juraszek j.: ciągłe pomiary odkształceń konstrukcji inżynierskich. monografia. ceit, a.s., 2013. [2] alexandre ferreira da silva, anselmo filipe gonçalves, paulo mateus mendes, josé higino correia: fbg sensing glove for monitoring hand posture, ieee sensors journal, vol. 11, no. 10, october 2011. [3] afonso, j. a., macedo, p., silva, h. d., correia, j. h., rocha, l. a. (2010). design and implementation of multi-user wireless body sensor networks”, journal on advances in networks and services, iaria publisher, 3(1&2): 62-74. [4] antunes, p., varum, h., and andré, p. (2011). uniaxial fiber bragg grating accelerometer system with temperature and cross axis insensitivity, measurement, 44(1): 1-5. [5] augousti, a. t., maletras, f. x., and mason,j. (2005). improved fibre optic respiratory monitoring using a figure-of-eight coil, physiological measurement, 26(5): 585-590. [6] bao, h., dong, x., zhao, c., shao, l. y., chan, c. c., and shum, p. (2010). temperature insensitive fbg tilt sensor with a large measurement range, optics communications, 283(6): 968-970. [7] bilro, l., oliveira, j. g., pinto,j. l., nogueira, r. n. (2011). a reliable low-cost wireless and wearable gait monitoring system based on a plastic optical fibre sensor, measurement science and technology, 22(4): 1-7. institute of physics paper 045801. boerkamp, m., lamb. [8] d. w., lye, p. g. (2007, july). using an intrinsic, exposed core, optical fibre sensor to quantify chemical scale formation, journal of physics: conference series, 76(1): 1-7. institute of physics paper 012016. [9] carmo, j. p., silva, a. f., rocha, r. p., and correia, j. h. (2012). application of fiber bragg gratings to wearable garments, ieee sensors journal, 12(1): 261-266. [10] cup, e. h., pieterse, a. j., ten broek-pastoor, j. m., munneke, m., van engelen, b. g., hendricks, h. t., van der wilt, g. j., oostendorp, r. a. (2007). exercise therapy and other types of physical therapy for patientswith neuromuscular diseases: a systematic review, archives of physical medicine and rehabilitation, 88(11): 1452-1464. ps 8 2018 www bez reklam 29przegląd  spawalnictwa vol. 90 8/2018 ocena struktury i wybranych właściwości złączy   stopu aluminium i tytanu lutospawanych metodą cmt evaluation of the structure and selected properties of aluminum alloy and titanium joints welded with the cmt method dr inż. tomasz wojdat, dr inż. artur lange, dr inż. paweł kustroń, inż. dagmara lądyszkowska, inż. alicja margielewska,   inż. sylwia łamasz, inż. aleksandra jakubczyk – politechnika wrocławska. autor korespondencyjny/corresponding author: tomasz.wojdat@pwr.edu.pl streszczenie w artykule przedstawiono problematykę związaną z lutospawaniem łukowym elektrodą topliwą w osłonie gazów blach ze stopu aluminium 5754 z tytanem grade 2. omówiono możliwości wytwarzania tego rodzaju połączeń przy użyciu innowacyjnych niskoenergetycznych metod spawalniczych. przedstawiono wyniki badań metalograficznych oraz mechanicznych (statycznej próby ścinania, pomiarów mikrotwardości) złączy lutospawanych wykonanych półautomatyczną metodą cmt (ang. cold.metal.transfer). słowa  kluczowe: lutospawanie łukowe; stopy aluminium; metoda cmt; tytan grade 2 abstract the article presents the problems related to arc weldingbrazing hot-melt electrode in the gas shield of 5754 aluminum alloy sheets with titanium grade 2. the possibilities of making such joints using innovative low-energy welding methods have been indicated. the results of metallographic and mechanical tests (static shear test, microhardness measurements) of weld brazed joints made by the semiautomatic cmt (cold metal transfer) method have been presented. keywords: arc welding-brazing; aluminum alloys; cmt method; titanium grade 2 wstęp stale rosnące zapotrzebowanie na wytwarzanie konstrukcji, w których stosuje się materiały znacznie różniące się między sobą właściwościami mechanicznymi i fizykochemicznymi sprawia, że należy szukać coraz to bardziej innowacyjnych technologii ich łączenia. wykonanie takich połączeń przy użyciu tradycyjnych technologii spajania jest często niemożliwe lub bardzo utrudnione pod względem technologiczno-metalurgicznym. jest to natomiast uzasadnione i podyktowane korzystnymi właściwościami eksploatacyjnymi. istotne są również względy ekonomiczne, ponieważ takie rozwiązania umożliwiają oszczędność kosztownych metali, do których należy tytan i jego stopy. wpływa to jednocześnie na zmniejszenie kosztów całej konstrukcji, a w przypadku łączenia go ze stopami aluminium niewątpliwą korzyścią jest znaczna redukcja masy [1÷3]. połączenia stopów aluminium z tytanem stosowane są w urządzeniach, w których wymagane jest połączenie właściwości lekkiego aluminium z bardzo wytrzymałym tytanem, a główny obszar ich zastosowań stanowi przemysł lotniczy, astronautyczny, motoryzacyjny i chemiczny [1,2]. zwłaszcza w trzech pierwszych, oprócz wymiernych korzyści ekonomicznych, dużą rolę odgrywa zmniejszenie masy znajdujące bezpośrednie odzwierciedlenie w zwiększeniu osiągów oraz zmniejszeniu zużycia paliwa i emisji spalin. tomasz wojdat, artur lange, paweł kustroń, dagmara lądyszkowska, alicja margielewska, sylwia łamasz, aleksandra jakubczyk przeglad welding technology review ponadto połączenia charakteryzują się dużą odpornością na korozję [3]. łączenie tytanu ze stopami aluminium jest szczególnie utrudnione przy zastosowaniu konwencjonalnych metod spajania (np. spawania łukowego) ze względów metalurgicznych, ponieważ w procesach tych występuje stapianie i wymieszanie składników stopowych materiałów podstawowych i spoiwa, inicjujące tworzenie się kruchych faz międzymetalicznych niekorzystnie wpływających na właściwości mechaniczne połączeń [1÷3]. ponadto obydwa metale łatwo wchodzą w reakcję ze składnikami powietrza, co również wpływa na jakość połączeń i wymaga zastosowania specjalnych metod spajania. najczęściej do ich spajania stosuje się technologie spawania laserowego, wiązką elektronów, zgrzewania dyfuzyjnego i tarciowego (fsw) oraz lutowania dyfuzyjnego [1,4,5]. opracowanie tzw. niskoenergetycznych procesów spawania i lutospawania łukowego elektrodą topliwą w osłonie gazów m.in. cmt (ang. cold.metal.transfer), coldarc, stt (ang. surface.tension.transfer), cbt (ang. controlled.bridge.transfer) spowodowało wzrost zainteresowania ze strony przemysłu nad możliwością ich zastosowania do wytwarzania tego typu połączeń. dzięki zaawansowanym systemom sterowania parametrami napięcia łuku i natężenia prądu oraz specjalnym liniom synergicznym doi:.http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v90i8 .922 30 przegląd  spawalnictwa vol. 90 8/2018 rys. 1.  schemat wykonania lutospawanych złączy zakładkowych tytanu grade 2 ze stopem aluminium 5754 fig. 1. schematic of execution of welding-brazing lap joints grade 2 titanium with 5754 aluminum alloy tablica i. skład chemiczny materiałów podstawowych i spoiwa [12÷14] table i. chemical compositions of base materials and filler metal [12÷14] dedykowanym do lutospawania możliwe jest ograniczenie do minimum ilość ciepła wprowadzonego do złącza oraz niemalże całkowite wyeliminowanie odprysków [6]. umożliwia to wyjście naprzeciw oczekiwaniom rynku i sprostanie stale rosnącym wymaganiom dotyczących estetyki wykonania i jakości wytwarzanych połączeń. obecnie są to procesy powszechnie stosowane do łączenia cienkich blach stalowych z powłokami ochronnymi (cynkowymi lub aluminiowymi) w konfiguracjach jednolub różnoimiennych, najczęściej ze stalą lub stopami aluminium [6÷8]. poszczególne metody odróżnia sposób ingerencji w przebieg natężenia prądu i napięcia łuku podczas spawania łukiem zwarciowym [9]. pomimo zaawansowanego systemu sterowania zastosowanego w ww. metodach, umożliwiającego dokładną kontrolę ilości wprowadzanego ciepła do złącza, proces lutospawania materiałów różnoimiennych nie odbywa się bez problemów. największy problem związany jest z doborem spoiwa, którego wybór podyktowany jest temperaturą topnienia niżej topliwego materiału podstawowego, np. do wykonania połączeń lutospawanych aluminium ze stalą ocynkowaną używa się najczęściej spoiw siluminowych (al-si) [7,9]. powoduje to, że często niemożliwe jest przeprowadzenie procesu lutospawania bez nadtopienia krawędzi niżej topliwego materiału, zwłaszcza w przypadku małego gradientu pomiędzy temperaturą jego topnienia i temperaturą topnienia spoiwa. utrudnia to ocenę jakości takich połączeń, ponieważ nadtopienie materiału podstawowego w procesie lutospawania należy traktować jako niezgodność spawalniczą – dotyczy to zwłaszcza układu takich samych materiałów, natomiast w przypadku materiałów znacznie różniących się temperaturą topnienia, nadtopienie materiału niżej topliwego jest dopuszczalne. ponadto mogą wystąpić również problemy z uzyskaniem dobrej zwilżalności na drugim materiale podstawowym lub tworzenie się kruchych faz międzymetalicznych w wyniku zjawisk dyfuzyjnych. złącza lutospawane tytanu grade 2 ze stopem aluminium 5754, poddane badaniom w eksperymentalnej części niniejszej publikacji, wykonano przy użyciu metody cmt. stanowiąca niskoenergetyczną odmianę mig/mag, metoda cmt charakteryzuje się odmiennym sposobem oddzielania kropli stopionego metalu od drutu elektrodowego, który podawany jest nie tylko w kierunku jeziorka, ale również okresowo wycofywany przez wysokoobrotowy podajnik drutu zintegrowany z uchwytem spawalniczym, co jest wykorzystywane również do sterowania procesem [8]. powoduje to, że przejście stopionej kropli metalu z końca drutu do jeziorka spawalniczego odbywa się przy minimalnej wartości prądu, a nie jak w konwencjonalnym procesie mig/mag, w którym w da nym momencie prąd ma największą wartość. przerwanie zwarcia odbywa się zatem bez przepływu prądu, a przejście kropli metalu do jeziorka spawalniczego inicjowane jest przez wsteczny ruch drutu i odbywa się w wyniku oddziaływania sił napięcia powierzchniowego oraz siły ciężkości. przejście metalu odbywa się przy bardzo niskich wartościach natężenia prądu, co znacząco wpływa na zmniejszenie energii cieplnej wprowadzanej do złącza, minimalizując jednocześnie odkształcenia łączonych elementów [8,9]. dodatkową korzyścią, wynikającą z przejścia metalu w wyniku oddziaływania sił napięcia powierzchniowego, jest niemal całkowite wyeliminowanie odprysków, których usuwanie jest procesem czasochłonnym, kosztownym i nie zawsze w pełni skutecznym [6]. materiały i metodyka badań do badań przygotowano zakładkowe złącza lutospawane metodą cmt. łączono ze sobą stop aluminium aw 5754 (wg pn-en 573-3) z tytanem grade 2 (wg astm b265-15) przy użyciu spoiwa alsi5 (wg pn-en iso 18273), którego wybór podyktowany był rodzajem i temperaturą topnienia niżej topliwego materiału podstawowego (stopu aluminium 5754). skład chemiczny materiałów podstawowych i spoiwa przedstawiono w tablicy i. wykonano dwa rodzaje złączy różniące się sposobem ułożenia materiałów podstawowych względem siebie. w pierwszym przypadku stop aluminium ułożo ny był na tytanie, a w drugim odwrotnie – tytan został ułożony na stopie aluminium. próbki o wymiarach 100 x 80 mm i grubości 2 mm układano na zakładkę o długości 15 mm, a uchwyt spawalniczy skierowany był na dolną blachę tuż przy krawędzi zakładki (rys. 1). w celu zapewnienia równomiernego posuwu uchwytu spawalniczego wzdłuż krawędzi łączonych materiałów zamocowano go na półautomatycznej przecinarce m12 bee most, w miejsce palnika do cięcia. takie rozwiązanie alsi5 al ti mg si fe mn zn cu reszta 0,2 ≤0,05 4,5÷6,0 ≤0,8 ≤0,05 ≤0,1 ≤0,30 ti grade 2 ti fe o n c h reszta ≤0,30 ≤0,25 ≤0,03 ≤0,10 ≤0,015 skład chemiczny, % wag. aw 5754 al ti mg si fe mn zn cr cu reszta ≤0,15 2,6÷3,6 ≤0,40 ≤0,40 ≤0,50 ≤0,20 ≤0,30 ≤0,10 uchwyt spawalniczy uchwyt spawalniczy spoiwo (alsi5) spoiwo (alsi5) 31przegląd  spawalnictwa vol. 90 8/2018 rys. 2. zakładkowe złącza lutospawane tytanu grade 2 ze stopem aluminium 5754 fig. 2. lap weldbrazed joints grade 2 titanium with 5754 aluminum alloy umożliwiło również regulację prędkości lutospawania w zakresie 0÷100 cm/min. spawalnicze źródło prądu stanowiła sterowana mikrokomputerowo spawarka pulsacyjna transpuls synergic 3200 cmt zintegrowana ze sterowanym cyfrowo podajnikiem drutu vr 7000-cmt 4r/g/w/f++. wstępne próby lutospawania wykazały, że proces lutospawania cmt wymaga bardzo precyzyjnego doboru parametrów technologicznych w bardzo wąskim zakresie, ponieważ nawet małe odstępstwo od tych określonych jako optymalne i wyznaczonych eksperymentalnie prowadziło do powstawania licznych niezgodności spawalniczych. proces utrudniała również duża rzadkopłynność spoiwa alsi5 oraz nieduży gradient pomiędzy temperaturą jego topnienia i stopu aluminium 5754. niewielkie zmiany parametrów powodowały m.in.: brak stabilności procesu i powstawanie odprysków, nadmierny nadlew lica, brak zwilżalności oraz przyklejenia. złącza próbne wykonano dla następujących parametrów technologicznych: natężenie prądu 100 a, napięcie łuku 11,7 v, prędkość podawania drutu 6,0 m/min, prędkość lutospawania 45 cm/min, korekcja długości łuku -25. jako gazu osłonowego użyto argonu o czystości 99,995% (argon 4.5). wyniki badań i dyskusja badania wizualne wstępnej oceny jakości wykonanych złączy lutospawanych dokonano na podstawie badań wizualnych, które przeprowadzono zgodnie z wytycznymi normy pn-en iso 17637. dobrano oświetlenie o natężeniu wynoszącym 500 lx, któ re skierowane było na badane złącza pod kątem 45°, w celu zapewnienia odpowiedniego kontrastu. obserwację prowadzono w odległości 450÷500 mm od powierzchni przedmiotu, a kąt patrzenia wynosił 30°. badania vt wykazały, że niezależnie od konfiguracji, złącza charakteryzują się estetycznym wyglądem. można również zauważyć, że szerokość lica nie jest taka sama na całej długości złącza, tylko zwiększa się w kierunku zgodnym z kierunkiem lutospawania. wynika to ze zmieniającej się w trakcie procesu pojemności cieplnej spawanych blach – nagrzewające się w trakcie procesu blachy sprzyjały lepszemu rozpływaniu się rzadkopłynnego stopiwa po ich powierzchni powodując zmiany szerokości lica lutospoiny (rys. 2). badania metalograficzne do badań metalograficznych posłużyły próbki wycięte ze środkowej części złączy lutospawanych, które zainkludowano w żywicy epoksydowej, a następnie szlifowano na wodnych papierach ściernych o gradacji od 180 do 2500 oraz polerowano zawiesiną sio2 o wielkości ziaren ściernych 0,2 µm, w celu uzyskania zgładów metalograficznych. zgłady były trawione elektrolitycznie oraz 10% roztworem kwasu fluorowodorowego (hf). badania makroi mikroskopowe przeprowadzono zgodnie z normą pn-en 12797:2002/a1:2005 przy użyciu mikroskopu stereoskopowego olympus szx7 (obserwacje makroskopowe) oraz mikroskopu świetlnego olympus ck40m (obserwacje mikroskopowe). w zależności od sposobu ułożenia materiałów podstawowych względem siebie przekrój poprzeczny utworzonych złączy różnił się znacznie od siebie. w konfiguracji, w któ rej tytan grade 2 ułożony był na stopie aluminium 5754 (rys. 3a) uzyskano wtopienie na całej grubości blachy aluminiowej, jednak bez wycieku stopiwa po drugiej stronie. blacha tytanowa była zwilżona na całej powierzchni czołowej, bez widocznych nadtopień. szerokość wtopienia od strony lutospoiny wynosiła 6 mm, a przy dolnej krawędzi blachy 1,5 mm. wtopienie w blachę aluminiową spowodowane jest małym gradientem temperatury topnienia spoiwa i niżej topliwego materiału podstawowego oraz sposobem ustawienia uchwytu spawalniczego, ustawionego bliżej materiału tworzącego spód złącza, co powodowało koncentrację większej ilość ciepła na jego powierzchni. zmiana konfiguracji złącza umożliwiła uzyskanie połączenia charakterystycznego dla procesu lutospawania. ułożona na spodzie złącza blacha tytanowa grade 2 zwilżana była stopiwem alsi5 na szerokości 6 mm, bez widocznych śladów jej nadtopienia (rys. 3b). stop aluminium 5754 również zwilżany był stopiwem wzdłuż krawędzi czołowej z widocznym, niedużym, nadtopieniem a) b) rys.  3.  makrostruktura złączy lutospawanych tytanu grade 2 ze stopem aluminium 5754; 1 – pory gazowe fig. 3. macrostructure of weldbrazed joints grade 2 titanium with 5754 aluminum alloy; 1 – gas pores a) b) 32 przegląd  spawalnictwa vol. 90 8/2018 górnej jego krawędzi. w obydwu przypadkach nadlew lutospoiny nieznacznie wykraczał ponad krawędź blachy ułożonej na górze złącza zakładkowego. dla prawidłowej funkcjonalności złączy istotny jest brak nadtopienia tytanu grade 2 i wymieszania jego składników ze stopiwem, w wyniku którego mogłoby dojść do utworzenia się kruchych faz międzymetalicznych typu si3ti5, tial i tial3, co zostało opisane w pracy [3]. z uwagi na zbliżony skład chemiczny spoiwa i stopu aluminium 5754 wymieszanie ich składników nie powoduje tego rodzaju problemów. badania mikroskopowe również nie wykazały nadtopienia krawędzi tytanu grade 2 oraz obecności faz międzymetalicznych w lutospoinie na granicy połączenia z tytanem (rys. 4a i 4b). tytan grade 2 jest dobrze zwilżany stopiwem na całej długości obejmującej strefę połączenia (2). od strony topu aluminium 5754 widoczne jest wtopienie w materiał rodzimy z widoczną strefą przejściową (3) o szerokości w zakresie 70÷90 µm (rys. 4c i 4d). ponadto w lutospoinie występują śladowe ilości niezgodności postaci porów gazowych (1). ich występowanie spowodowane jest dużym powinowactwem spoiwa siluminowego do tlenu. pomiary mikrotwardości pomiary mikrotwardości wykonano przy użyciu twardościomierza hvs-1000 firmy sinowon metodą vickersa przy obciążeniu 0,1 kg. pomiary przeprowadzono w dwóch liniach pomiarowych (l1, l2) obejmujących strefę pomiędzy lutospoiną a tytanem grade 2 (l1) oraz strefę pomiędzy lutospoiną a stopem aluminium 5754 (l2). rozkład mikrotwardości w złączach zakładkowych pokazano na rysunku 5. rys. 4. mikrostruktura złączy lutospawanych tytanu grade 2 ze stopem aluminium 5754: a) strefa pomiędzy lutowiną a ti, b) strefa pomiędzy lutowiną a al.; 1 – pory gazowe, 2 – strefa zwilżenia, 3 – strefa przejściowa fig. 4. microstructure of weldbrazed joints grade 2 titanium with 5754 aluminum alloy: a) zone between braze and ti, b) zone between braze and al: 1 – gas pores, 2 – wettability zone, 3 – transition zone rys. 5. rozkład mikrotwardości w złączach lutospawanych w konfiguracji: a) tytan grade 2 na dole złącza, b) stop aluminium 5754 na dole złącza fig. 5. the microhardness distribution in weldbrazed joints in the configuration: a) grade 2 titanium at the bottom of the joint, b) aluminum 5754 alloy at the bottom of the joint a) b) punkt pomiarowy l1 l1 l2 l2 m ik ro tw ar do ść  h v 0, 05 m ik ro tw ar do ść  h v 0, 05 punkt pomiarowy a) b) c) d) 1 1 3 3 2 2 33przegląd  spawalnictwa vol. 90 8/2018 rozkład twardości w materiałach rodzimych niezależnie od konfiguracji złącza był zbliżony, a średnia wartość wynosiła odpowiednio: 55,7 hv0,05 (rys. 5a) i 57,1 hv0,05 (rys. 5b) dla stopu aluminium 5754 oraz 124,1 hv0,05 (rys. 5a) i 121,3 hv0,05 (rys. 5b) dla tytanu grade 2. natomiast w lutospoinach można było zauważyć różnice w twardości występujące zarówno w strefie pomiędzy lutospoiną a tytanem (linia l1), gdzie średnia mikrotwardość wynosiła 63,7 hv0,05 (rys. 5a) i 78,9 hv0,05 (rys. 5b) oraz w strefie pomiędzy lutospoiną a aluminium (linia l2) – 70,1 hv0,05 (rys. 5a) i 84,4 hv0,05 (rys. 5b) z widocznym wzrostem twardości w strefie przejściowej. większa o ok. 15 hv0,05 twardość w złączu wykonanym w układzie, w którym stop aluminium 5754 ułożony był na dole złącza, spowodowana jest najprawdopodobniej większym stopniem wymieszania stopiwa z materiałem rodzimym (aluminium). statyczna próba ścinania statyczną próbę ścinania poprzez rozciąganie zakładkowych złączy lutospawanych wykonano na uniwersalnej maszynie wytrzymałościowej louis schopper. prędkość posuwu belki poprzecznej wynosiła 0,2 cm/min a zakres pomiarowy do 10 kn. próbki przygotowano zgodnie z pn-en iso 4136:2013, tak że szerokość w części pomiarowej wynosiła 12 mm. do badań wytrzymałościowych przygotowano po 3 próbki wycięte z każdego złącza. duży wpływ na wytrzymałość złączy lutospawanych miał sposób ułożenia materiałów podstawowych względem siebie. ponad 3-krotnie większą wytrzymałość mechaniczną posiadały złącza, w których tytan grade 2 ułożony był na dole, a średnia wytrzymałość wyniosła 184,8 mpa. przełom następował w obszarze strefy wpływu ciepła w alu minium (rys. 7a). złącza, w których tytan ułożony był na górze, gdzie zwilżana była tylko jego powierzchnia czołowa posiadały średnią wytrzymałość wynoszącą 51,3 mpa. przełom następował w wyniku oderwania się lutospoiny od powierzchni czołowej blachy ti (rys. 7b). znaczne różnice w wytrzymałości spowodowane są dużą różnicą przekroju czynnego połączenia o charakterze dyfuzyjnym pomiędzy tytanem a lutospoiną. rys. 6. wytrzymałość mechaniczna złączy lutospawanych fig. 6. mechanical strength of weldbrazed joints rys.  7.  przykładowe przełomy złączy lutospawanych po próbie ścinania: w swc stopu aluminium 5754 (a) i oderwanie lutospoiny od powierzchni czołowej tytanu grade 2 (b) fig.  7. exemplary fractures of weldbrazed joins after shear test: fracture in aluminum 5754 alloy haz (a) and detachment of braze from the face of grade 2 titanium (b) konfiguracja złącza w yt rz ym ał oś ć,  m p a wnioski  zastosowanie niskoenergetycznej metody cmt do lutospawania tytanu grade 2 ze stopem aluminium 5754 umożliwia uzyskanie złączy o dobrej jakości, wysokiej estetyce wykonania i bez rozprysków. właściwy dobór parametrów procesu oraz sposób ustawienia końcówki uchwytu spawalniczego pozwala uniknąć nadtopienia krawędzi tytanu grade 2 niezależnie od konfiguracji złącza, co zapobiega utworzeniu się kruchych faz międzymetalicznych na granicy połączenia z lutospoiną. lutospoina charakteryzuje się płaskim i równomiernym licem ze śladową ilością niezgodności wewnętrznych w postaci porów gazowych, spowodowanych dużym powinowactwem spoiwa al-si do tlenu. w konfiguracji, w której stop aluminium 5754 ułożony jest na dole złącza zakładkowego dochodzi do jego przetopienia na całej grubości blachy i wymieszaniu z metalem stopiwa. powoduje to wzrost twardości w lutospoinie o ok. 15 hv0,05 w porównaniu do twardości lutospoiny utworzonej w odwrotnej konfiguracji złącza, w której występuje jedynie nieznaczne nadtopienie górnej krawędzi blachy aluminiowej. zauważalny jest również wzrost twardości w zakresie 6÷8 hv0,05 w strefie przejściowej pomiędzy lutospoiną a stopem aluminium 5754. konfiguracja złącza ma również kluczowy wpływ na wytrzymałość mechaniczną złączy lutospawanych, która w przypadku ułożenia tytanu na dole złącza odpowiada wytrzymałości materiału rodzimego – stopu aluminium 5754 i wynosi 184,8 mpa. zmiana ułożenia materiałów względem siebie (tytan na górze złącza) powoduje ponad 3-krotne zmniejszenia wytrzymałości złączy na skutek zmniejszenia czynnej powierzchni połączenia. 34 przegląd  spawalnictwa vol. 90 8/2018 literatura [1] winiowski a., majewski d.: brazing of titanium with aluminum alloys, archives of metallurgy and materials, vol. 62, no. 2, 2013, pp. 763-770. [2] li y.j., wang j., liu p.: weld of dissimilar metals and their applications in industries, chemical industry press, beijing 2003. [3] cao r., sun j.h., chen j.h.: mechanisms of joining aluminum a6061–t6 and titanium ti–6al–4v alloys by cold metal transfer technology, science and technology of welding and joining, vol. 18, no 5, 2013, pp. 424-433. [4] wilden j., bergman p.: manufacturing of titanium/aluminum and titanium/steel joints by mean of diffusion welding, welding and cutting vol. 3, 5/2004, pp. 285-290. [5] moller f., grden m., thomy c., vollersten f.: combined laser beam welding and brazing process for aluminum titanium hybrid structures, physics procedia 12/2011, pp. 215-253. [6] pfeifer t., stano s.: nowoczesne metody lutospawania w aspekcie jakości i właściwości połączeń, przegląd spawalnictwa, nr 9/2016, s. 95-102. [7] wojdat t., kustroń p., lange a., łącka i.: badanie właściwości złączy lutospawanych aluminium ze stalą wykonanych przy użyciu spoiw na bazie al i zn, przegląd spawalnictwa, nr 7/2017, s. 22-25. [8] gawrysiuk w.: technologia lutospawania łukowego. zalecenia technologiczne i przemysłowe przykłady zastosowań, biuletyn instytutu spawalnictwa, vol. 49 (3), 2005, s. 35-40. [9] klimpel a., czupryński a., górka j.: lutospawanie metodą gma cienkich blach ocynkowanych, przegląd spawalnictwa, nr 8-9/2004, s.81-85. [10] wojdat t., kustroń p., skuratowicz f., michalak p., piotrowska p.: zastosowanie niskoenergetycznego procesu cmt do lutospawania złączy miedź – stal kwasoodporna w różnych osłonach gazowych, przegląd spawalnictwa, nr 1/2018. [11] matusiak j., czworonóg b.: niskoenergetyczne procesy spawania łukowego w osłonie gazów do łączenia cienkich blach stalowych, hutnik – wiadomości hutnicze, nr 1/2008, s. 10-16. [12] pn-en 573-3:2014-02 aluminium i stopy aluminium – skład chemiczny i rodzaje wyrobów przerobionych plastycznie – część 3: skład chemiczny i rodzaje wyrobów. [13] astm b265 – 15 standard specification for titanium and titanium alloy strip, sheet, and plate. [14] pn-en iso 18273:2016-02 materiały dodatkowe do spawania – druty elektrodowe, druty i pręty do spawania aluminium i stopów aluminium – klasyfikacja. [15] pn-en iso 17637:2017-02 badania nieniszczące złączy spawanych – badania wizualne złączy spawanych. [16] pn-en iso 4136:2013 badania niszczące złączy spawanych metali – próba rozciągania próbek poprzecznych. 201405_pspaw_5584.pdf 37przegląd spawalnictwa 5/2014 jacek michalczyk kwiryn wojsyk bezpieczne i ekonomiczne konstruowanie ekranów wymienników ciepła ze stali i innych stopów o ograniczonej spawalności safety and economical heat exchanger walls  construction made of steels and other alloys  with low weldability wstęp niniejsze opracowanie poświęcone jest możliwości pokonania głównych trudności konstrukcyjno-materiałowych i technologicznych podczas wykonania lub remontów ścian szczelnych. ogromne problemy, prowadzące do wyłączenia 11 bloków w niemczech, czechach i holandii [1], powstały podczas wdrażania stosunkowo nowej i pozornie łatwospawalnej stali t24 (7crmovtib10-10) [2÷5]. próby jej wmontowywania do instalacji ciepłowniczych doprowadziły do wielkich kłopotów wykonawczych, opóźnień w uruchamianiu i osiąganiu abstract the work presents the possibility of economical construction of safe in exploitation leak tight walls that are made of extruded pipes of dedicated shape. the suggested construction process reduces the number of welds fourfold and reduces significantly residual stresses. the work presents the numerous advantages of the solution that increase the reliability of boilers. keywords: leak tight wall, power engineering steel, heat exchange pipe streszczenie w artykule wskazano możliwość ekonomicznego konstruowania bezpiecznych w eksploatacji ścian szczelnych z wyciskanych rur kształtowych. konstrukcja taka zmniejsza czterokrotnie liczbę spoin i wielokrotnie zmniejsza naprężenia własne. przedstawiono liczne zalety takiego rozwiązania, zmniejszającego awaryjność kotłów. słowa kluczowe: ściana szczelna, stal energetyczna, rura wymiennika ciepła docelowych parametrów nowo instalowanych w europie kotłów, znacznych strat finansowych, a wskutek tego do odwracania się od tej, a być może innych stali nowej generacji [6÷11]. dlatego też nowoczesne instalacje ciepłownicze wymagają oprócz poszukiwań w sferze materiałowej również rewizji poglądów dotyczących konstrukcji i technologii wykonywania ich elementów [12]. udoskonalane są technologie spawania i zgrzewania, materiały dodatkowe, lecz konstrukcje ekranów poza wdrażaniem technologii gwarantujących pogłębiony przetop i uzyskiwanie spoin czołowych (np. metodą spawania hybrydowego) od wielu lat pozostają niezmienione. dr inż. jacek michalczyk, dr inż. kwiryn wojsyk – politechnika częstochowska. autor korespondencyjny/corresponding author: kwiryn@gmail.com 38 przegląd spawalnictwa 5/2014 konstrukcje konwencjonalnych ekranów ciepłowniczych budowane obecnie ściany szczelne składają się z rur połączonych płaskownikami (rys. 1) [13]. rys. 1. konstrukcje ścian szczelnych: a) konstrukcje typowych ekranów rura–płetwa, b) widok przygotowanej do prostowania części ekranu fig. 1. the membrane wall structure: a) typical leak tight wall welding sheme, b) view of leak tight wall spawanie obustronne spoinami pachwinowymi (bez przetopu) spawanie obustronne spoinami czołowymi spawanie jednostronne spoinami czołowymi a) b) stosowane są dwa zasadnicze rozwiązania konstrukcyjne różniące się możliwymi do uzyskania podczas spawania głębokościami wtopienia, a w konsekwencji rodzajami spoin. płaskownik do rury może być przyspawany dwoma spoinami pachwinowymi lub jedną spoiną czołową. daje to odpowiednio cztery lub dwie spoiny na podziałkę szerokości ekranu. konstrukcje te mają liczne strukturalne wady: – znaczną liczbę i objętość spoin przypadającą na jednostkowy odcinek ekranu, – wysoki poziom wzdłużnych i poprzecznych naprężeń spawalniczych, – uzyskiwanie wyprężonych, trudno odkształcalnych, a niekiedy kruchych ekranów wymagających w dalszych etapach wytwarzania dodatkowej, często złożonej obróbki cieplnej, – konieczność złożonego korygowania istotnych odkształceń końcowych, – wprowadzenie dodatkowej objętości i masy stopiwa do konstrukcji przez stosowanie spoin pachwinowych lub pogrubionych czołowych, – konieczność wykonywania spoin w pozycji nabocznej (pb), co nie tylko obniża wydajność spawania, ale zwiększa też prawdopodobieństwo wystąpienia podtopień, a nawet przetapiania (przepalania) ścianek rur. podtopienia stanowią karby na przejściu płaskownik-lico spoiny lub rura-spoina, co oprócz wzrostu lokalnych naprężeń przyspiesza procesy erozyjne [14], – niską wydajność wykonania ekranu związaną ze znaczną liczbą spoin (4 lub 2 na podziałkę poprzeczną ekranu) oraz koniecznością obracania ekranów międzyoperacyjnie podczas spawania, – utrudnioną kontrolę jakości spoin. łączenie płaskowników z rurami spoinami czołowymi jest konstrukcyjnie korzystniejsze, gdyż powstałe złącze nie zawiera wewnętrznego karbu kształtu oraz karbu strukturalnego (zwykle z dodatkową koncentracją wodoru dyfundującego). ich wykonywanie ze względu na konieczność dokładnego zestawiania łączonych elementów [13], ukosowania lub stosowania metod głęboko wtapiających i podkładek jest jednak droższe od wykonania spoin pachwinowych. ekrany łączone są nabocznie z międzyoperacyjnym obrotem. wariant ten stwarza prawdopodobieństwo powstawania podtopień i może pozostawić karb wewnątrz złącza (w przypadku uzyskania spoin pachwinowych). ściana szczelna łączona spoinami czołowymi w miejscu rura-płaskownik nie wymaga wprawdzie międzyoperacyjnego obrotu, lecz konieczna jest ochrona i formowanie grani spoiny. i w tym przypadku mogą występować podtopienia ścianek rur, niezależnie od tego, czy spawanie jest jednostronne, czy dwustronne. wspólną cechą opisanych wyżej wariantów konstrukcyjnych jest znaczne zagęszczenie spoin, realne niebezpieczeństwo wywołania podtopień spawalniczych oraz przetopienia ścianek rur podczas wystąpienia niewłaściwych wartości parametrów spawania. utrudniona jest kontrola, a naprawa źle wykonanych spoin ryzykowna ze względu na możliwość otrzymania dodatkowych pocienień ścianek. natomiast po rezygnacji z obróbki mechanicznej po spawaniu trzeba liczyć się z miejscowym, intensywniejszym zużyciem ekranu, co również nieuchronnie prowadzi do perforacji ścianek rur i w efekcie – stanów awaryjnych kotła [14]. przyspieszonym procesom niszczenia sprzyja wysoki poziom naprężeń spawalniczych. w wielu przypadkach konieczne jest stosowanie dodatkowej, końcowej obróbki cieplnej [7], co istotnie spowalnia i podraża proces produkcji ekranu. niezbędne jest zatem poszukiwanie rozwiązań obejmujących zarówno ulepszenie technologiczne, jak i konstrukcyjne. w produkcji ekranów należy rozważyć np. wprowadzenie zgrzewania rezystancyjnego lub indukcyjnego, tworzących łagodniejsze niż spawanie cykle cieplne, a zatem niepowodujące znacznych naprężeń i zmian morfologicznych w spajanych materiałach. 39przegląd spawalnictwa 5/2014 proponowana konstrukcja ekranów ciepłowniczych jeżeli zakłada się, że jedną z przyczyn występowania trudności we wdrożeniu nowych materiałów na urządzenia ciepłownicze są ograniczenia spawalności nowo wprowadzanych stali, należy je ostrożnie wprowadzać [15]. możliwym i bezpiecznym rozwiązaniem jest zastosowanie rur z dwoma wypustkami, którego przykład pokazano na rysunku 2. rys. 2. profil wyciskanej rury do konstrukcji ekranów fig. 2. the profile of extrusion forging pipe for membrane wall ta pozornie niewielka zmiana kształtu rury powoduje poważne konsekwencje w konstrukcji ekranu cieplnego. podstawowe zalety zastosowania rury z bocznymi wypustkami do produkcji ekranów to: – dwukrotne lub czterokrotne zmniejszenie liczby spoin, a zatem proporcjonalne obniżenie ich koncentracji w polu pracy ekranu, – możliwość zmniejszenia podziałki pomiędzy osiami poszczególnych rur, co prowadzi do zwiększenia powierzchni czynnej ekranów, – obniżenie poziomu wzdłużnych i poprzecznych naprężeń spawalniczych oraz obniżenie stanu naprężeń końcowych mierzonego naprężeniami zastępczymi hmh, a przez to zmniejszenie kruchości ekranu, – zwiększenie zapasu plastyczności ekranu i ułatwienie przeprowadzania dalszego kształtowania plastycznego, – zmniejszenie prawdopodobieństwa – ze względu na liczbę spoin – wystąpienia niezgodności spawalniczych i kłopotów eksploatacyjnych z tym związanych, – przyspieszenie i potanienie spawania albo jego wyeliminowanie w przypadku zastosowania zgrzewania indukcyjnego, rezystancyjnego lub tarciowego z przemieszaniem, – częściowa lub całkowita eliminacja międzyoperacyjnego obracania elementów, – zastąpienie spoin pachwinowych – czołowymi co zwiększa wytrzymałość zespołu. – niewytwarzanie wewnętrznych karbów kształtu wokół spoin pachwinowych, – umożliwienie stosunkowo prostej, mającej na celu likwidację karbów kształtu obróbki mechanicznej lic i grani spoin lub zgrzein czołowych, – możliwość w miarę dowolnego kształtowania płynnego przejścia powierzchni tworzącej rury do wypustek, co skutecznie i trwale eliminuje karby geometryczne w newralgicznych miejscach, – ułatwienie utrzymania i zagwarantowanie stałej podziałki pomiędzy osiami poszczególnych rur, – zastąpienie spawania w pozycji nabocznej (pb) spawaniem w dogodnej pozycji podolnej (pa) zwiększającej szybkość spawania i obniżającej ilość niezgodności spawalniczych lub zgrzewaniem, – zmniejszenie liczby potencjalnych ognisk korozyjnych i miejsc wzmożonej turbulencji na zewnętrznej powierzchni ściany szczelnej, – oddalenie niebezpieczeństwa perforacji ścianek rur zarówno podczas spajania jak i dalszej eksploatacji przez odsunięcie spawania od wewnętrznych ścianek rur, – zmniejszenie objętości, a zatem i masy ściany szczelnej, – ułatwienie i przyspieszenie kontroli złączy, w tym zastosowanie kontroli automatycznej, zsynchronizowanej z procesem spajania, – ułatwienie ewentualnego przeprowadzenia obróbki cieplnej złączy. o ile w przypadku użycia stali konwencjonalnych ekrany cieplne obecnie rzadko pękają w czasie wytwarzania wskutek stosowania technologii spawalniczych, o tyle doświadczenia wykonywania ich ze stali nowej generacji są, jak wskazuje dotychczasowa praktyka [6÷11], bardzo ryzykowne. jest to spowodowane ograniczoną spawalnością tych stali i znacznymi naprężeniami pospawalniczymi wynikającymi z wysokiej sztywności konstrukcji. ekrany te są kruche, łatwo pękające miejscowo i na dłuższych odcinkach, zarówno bezpośrednio po spawaniu, jak i podczas transportu, montażu oraz eksploatacji. należy zaznaczyć, że koszty napraw i obniżenia docelowych parametrów eksploatacyjnych instalacji ciepłowniczych są ogromne, co wykazała dotychczasowa praktyka stosowania stali t24. opłacalność wdrożenia do powszechnego użycia specjalnych, przeznaczonych wyłącznie do budowy ciepłowniczych ścian szczelnych rur ekranowych oraz najbardziej ekonomicznego i pewnego ich spajania uzależniona jest od możliwości wykonania i jakości rur o proponowanym kształcie. opracowanie procesu wytwarzania rur do konstrukcji ekranów ciepłowniczych procesy walcowania rur, pomimo wielu zalet takich jak duża wydajność związana z długością otrzymywanych wyrobów oraz wysoka jakość rur, mają też ograniczenia wynikające z kształtu, jaki mogą nadać wykroje walców tego rodzaju wyrobu. do wytwarzania rur o skomplikowanych kształtach opracowano procesy wyciskania, początkowo na 40 przegląd spawalnictwa 5/2014 rys. 3. wyciskanie rur w prasie hydraulicznej: 1 – nagrzany pręt, 2 – przetłoczka, 3 – pojemnik, 4 – tłoczysko, 5 – trzpień, 6 – zamek matrycy, 7 – rura, 8 – końcówka rury fig. 3. the tube extruding in a hydraulic press: 1 – heated rod, 2 – overpress, 3 – container, 4 –piston rod, 5 – pin, 6 – matrix fastener, 7 – tube, 8 – tip of the tube prasach mechanicznych, a obecnie na prasach hydraulicznych. wyciskanie na prasach hydraulicznych doskonale sprawdza się przy wyciskaniu rur stalowych o średnicach od 50 do 650 mm i długościach od 6 do 25 m. wyciskanie rur stalowych na prasach hydraulicznych ma wiele zalet w porównaniu z wyciskaniem na prasach mechanicznych. do głównych należą: stała prędkość wyciskania w czasie pełnego cyklu produkcyjnego (na prasach mechanicznych prędkość ta jest zmienna, co ma związek z układem korbowodu). ponadto prędkości wyciskania hydraulicznego dochodzą do 400 mm/s, a na prasach mechanicznych do 240 mm/s. dzięki znacznie większemu skokowi pras hydraulicznych możliwe jest stosowanie prętów wsadowych długości 1500 mm, wobec używanych do pras mechanicznych – maks. 470 mm. na rysunku 3. przedstawiono proces wyciskania na prasie hydraulicznej [16-18]. w celu zademonstrowania możliwości wykonania rur kształtowych (rys. 2) z dwoma zewnętrznymi wypustkami umożliwiającymi bezpośrednie łączenie spoiną czołową z sąsiednimi rurami, zbudowano numeryczny model procesu ich wyciskania. założenia do numerycznego modelowania procesu wyciskania do realizacji procesu wytwarzania profilu wytypowano sposób współbieżnego wyciskania z wsadu okrągłego z uprzednio rozwierconym otworem na trzpień. jako materiał modelowy użyto stal kotłową p91 (x10crmovnb9-1) przystosowaną do pracy w podwyższonej temperaturze. ze względu na swoją żarowytrzymałość, używana jest ona do wyrobu odpowiedzialnych części i osprzętu w budowie turbin parowych, wałów wirnikowych, śrub, nakrętek oraz również stosowana jest do budowy urządzeń grzewczych i ciśnieniowych. skład chemiczny stali p91 zawarto w tablicy i, natomiast właściwości mechaniczne w tablicy ii. wartości współczynników niezbędnych do obliczenia naprężenia uplastyczniającego pobrano z bazy programu forhe®3d. na rysunku 4. przedstawiono model narzędzia do realizacji procesu wytwarzania rur z „płetwami”. symulacje komputerowe procesu współbieżnego wyciskania profilu (rys. 2) przeprowadzono dla tablica i. skład chemiczny stali p91 wg pn-en 10216-2 table i. chemical composition of p91 steel acc. to pn-en 10216-2 c si mn cr mo nb v inne 0,08÷0,12 0,2÷0,5 0,3÷0,6 8÷9,5 0,85÷1,05 0,06÷0,1 0,18÷0,25 n=0,03÷0,07 rys. 4. model narzędzia do wyciskania profilu rury wg. rys. 1: 1 – pojemnik z dnem, 2 – matryca, 3 – trzpień fig. 4. model of tool for pipe extrusion with profile by fig. 1: 1 a container with a bottom, 2 – matrix, 3 – pin 41przegląd spawalnictwa 5/2014 temperatury początkowej wsadu 1150°c i prędkości posuwu trawersy 25 mm/s. wsad miał kształt walca o wymiarach ø100 x 250 mm z wywierconym otworem na trzpień ø26 mm. w symulacjach komputerowych zastosowano model tarcia wg treski. pojemnik podczas procesu nagrzany był do temperatury 350°c. wyniki badań numerycznych modelowanie numeryczne procesu wytwarzania rur przeznaczonych do konstrukcji ekranów ciepłowniczych miało na celu zaproponowanie metodyki otrzymywania wyrobów mających pożądane właściwości. jak wspomniano wcześniej, ideą tej koncepcji jest radykalne ograniczenie liczby spoin podczas łączenia poszczególnych modułów rurowych, odsunięcie spoin od ścianek zewnętrznych oraz stosowanie w konstrukcji wyłącznie spoin czołowych. zaproponowany sposób wyciskania współbieżnego z użyciem trzpienia pozwala uzyskać wyrób o założonych kształtach i wymiarach oraz wymaganej długości (min 12 m). na rysunku 5 przedstawiono przykładowy rozkład intensywności naprężeń uzyskany w wyniku modelowania oraz odpowiadający mu kształt przekroju. podczas projektowania narzędzia do wyciskania wyrys. 5. widok przekroju otrzymanego profilu rury fig. 5. view of the section of the pipe profile rys. 6. proces w stanie ustalonego płynięcia: a) rozkład temperatury, b) siła wyciskania fig. 6. the process in the steady flow state: a) the distribution of temperature, b) extruding force tablica ii. właściwości mechaniczne stali p91 table ii. mechanical properties of p91 steel re, mpa rm, mpa amin, % 450 630 19 miary matrycy zostały określone zgodnie z rysunkiem 2. gdy proces uzyskał stan ustalonego płynięcia i wykres zależności siły wyciskania od drogi stempla ustabilizował się, wyznaczono największą siłę wyciskania, jaką należy zastosować, aby pokonać opór odkształcania. stan ustalonego płynięcia na przykładzie rozkładu temperatury wraz z wykresem przedstawiono na rysunku 6. jak wynika z wykresu (rys. 6b) siła wyciskania rury o profilu wg rysunku 2 ze stali p91 (x10crmovnb9-1) odkształcanej w temperaturze początkowej 1150°c z prędkością posuwu stempla 25 mm/s nie przekracza 2000 kn. doświadczenie z porównania modelowania numerycznego procesów wyciskania z późniejszą ich weryfikacją doświadczalną pozwala przypuszczać, że różnice w otrzymanych parametrach siłowych uzyskanych metodą numeryczną i weryfikacja doświadczalna nie powinny różnić się o więcej niż 10%. 42 przegląd spawalnictwa 5/2014 podsumowanie jak wynika z przeprowadzonych analiz w programie obliczeniowym forge®3d, zaproponowana metodyka wytwarzania profili rurowych do ekranów ciepłowniczych jest odpowiednia z punktu widzenia otrzymania oczekiwanego profilu rury z materiału modelowego p 91 o rzeczywistych parametrach fizycznych. otrzymane parametry siłowe mogą być podstawą do dalszych badań doświadczalnych, które można wykonać w warunkach laboratoryjnych i półprzemysłowych na prasie hydraulicznej o nacisku 2500 kn. – ze względu na wprowadzenie materiałów o coraz ostrzejszych reżimach spawania [19] bezwzględne jest zrewidowanie konstrukcji ścian szczelnych, by nie powtórzyły się problemy związane z próbami stosowania stali t24. – wprowadzenie proponowanego rozwiązania rur ekranowych nie tylko przyspieszy produkcję wymienników, lecz wskutek lepszej ich jakości spowoduje bezpieczniejszą eksploatację całej instalacji cieplnej. – wskutek zmiany konstrukcji ekranów umożliwione będzie osiągnięcie wyższych, docelowych parametrów ciśnieniowo-temperaturowych instalacji ciepłowniczych. mimo podniesienia obciążeń zmniejszy się prawdopodobieństwo interwencji remontowo-naprawczych. – jeżeli zostaną wdrożone technologie zgrzewania indukcyjnego lub rezystancyjnego rur kształtowych, łagodniejsze cykle cieplne spowodują znacznie mniejsze ich zmiany metalurgiczne w obrębie złączy, co może wyeliminować konieczność przeprowadzania obróbki cieplnej po spawaniu. literatura [1] zasuń r.: pech energetyki: kocioł pęka, woda sika. gazeta wyborcza 23.09.2011, s. 26. [2] urzynicok m., kwieciński k., słania j.: właściwości złączy spawanych ze stali bainitycznej 7crmovtib10-10 (t24) stosowanej w elektrowniach pracujących przy parametrach nadkrytycznych. biuletyn instytutu spawalnictwa 6/2009, s.63-68. [3] urzynicok m., kwieciński k., słania j.: doświadczenia przy wykonywaniu połączeń doczołowych rur ze stali 7crmovtib10-10 (t24), s.171-183. praca zbiorowa pod redakcją adama hernasa: materiały i technologie do budowy kotłów nadkrytycznych i spalarni odpadów. siitph katowice 2009. [4] pańcikiewicz k., kwiecień s., tasak e.: właściwości połączeń spawanych stali 7crmovtib10-10. przegląd spawalnictwa 8/2010, s.8-14. [5] golański g., kępa j.: nowoczesne stale dla energetyki. charakterystyka. wydawnictwo politechniki częstochowskiej. częstochowa 2011. [6] szczepańska m.: edf nie boi się pękającej stali. rzeczpospolita 09.12.2011. [7] pańcikiewicz k., kwiecień s., tasak e.: właściwości połączeń spawanych stali 7crmovtib10-10 (t24) po obróbce cieplnej. przegląd spawalnictwa 1/2012, s.15-17. [8] ziewiec a., pańcikiewicz k., tasak e.: pękanie spoin w stali 7crmovtib10-10 (t24) w czasie spawania, uruchamiania i eksploatacji bloków energetycznych. przegląd spawalnictwa 5/2012, s. 2-7. [9] adamiec j., hernas a. experiences in welding of membrane panels made of 7crmovtib10-10 (t24) steel. 14th international research/expert conference ”trends in the development of machinery and associated technology” tmt 2010, mediterranean cruise, 11-18 september 2010, s.57-60. [10] nowack r., götte ch., heckmann s.: quality management at rwe using t24 boiler material as an example. vgb powertech international journal for electricity and heat generation – english version of a paper published in german in 11/2011, s.1-5. [11] newell w. f. jr.: heat treatment is not optional. superheat fgh. business update. reprinted from the october 2007 issue of bic magazine. [12] słania j., urbańczyk p.: technologia wytwarzania gazoszczelnych ścian rurowych kotła pyłowego. biuletyn instytutu spawalnictwa 6/2009 s. 59÷63 [13] pn-en 12952–5: 2005 kotły wodnorurkowe i urzadzenia pomocnicze – część 5 : wytwarzanie i budowa części ciśnieniowych kotłów. [14] kudła k, wojsyk k.: possibilities of constructing safe and cort – effective shields for heat exchangers. polish journal of environmental studies. vol. 22 no. 6a 2013 s. 26÷29. [15] kudła k., wojsyk k.: łączne i nośne funkcje spoin w nowoczesnych konstrukcjach spawanych, spajanie 3 – 4/2010 s. 26÷28. [16] devjatow v.v., michalczyk j., rajczyk j.: teoretyczne podstawy i technologia procesów wyciskania. wyd. pcz. seria monografie nr 218. częstochowa 2011. [17] hoderny b., korek z.: rury stalowe – wytwarzanie i stosowanie. wydawnictwo śląsk katowice 1976. [18] libura w. płyniecie metalu w procesie wyciskania. agh. kraków 2008. [19] kudła k., wojsyk k.: metody poprawy właściwości eksploatacyjnych złączy spawanych. przegląd spawalnictwa 5/2012 s. 49÷51. podziękowanie pbadania realizowane w ramach projektu „nowoczesne technologie materiałowe stosowane w przemyśle lotniczym”, nr poig.01.01.02-00-015/08-00 w programie operacyjnym innowacyjna gospodarka (po ig). projekt współfinansowany przez unię europejską ze środków europejskiego funduszu rozwoju regionalnego. 200901_pspaw 11przegląd spawalnictwa 1/2009 wstęp opracowano wiele sposobów automatyzacji łukowych metod spawania: od wykorzystania metod sztucznej inteligencji, poprzez automatyzację procesu doboru parametrów spawania, aż do zastosowania czujników kontroli i monitorowania procesu spawania oraz zaawansowanych strategii kontroli, zaprojektowanych do przetwarzania informacji z czujników [1÷7]. w dowolnym układzie regulacji z czujnikami uzyskiwanie stabilnych pomiarów jest często trudne do osiągnięcia ze względu na łuk spawalniczy, który wytwarza zarówno ciepło, jak i intensywne światło. omówiono więc podejście uniwersalne polegające na komputerowym przetwarzaniu wysokiej jakości obrazu spoiny od strony źródła ciepła. jego celem jest dostarczenie, w czasie rzeczywistym, wiarygodnych pomiarów szerokości powierzchni jeziorka spawalniczego od strony źródła ciepła, których można użyć w systemie sterowania procesem. system sterowania procesem spawania został zaprojektowany do regulowania szerokości powierzchni jeziorka od strony źródła ciepła tak, aby umożliwić uzyskiwanie bardziej jednorodnych spoin w zmieniających się warunkach ich układania. możliwe źródła zakłóceń procesu spawania w systemie niekontrolowanym są następujące: niejednorodne pochłanianie ciepła w związku z ustawieniem uchwytu spawalniczego, william lucas jeremy smith c. balfour dan bertaso geoff melton wizyjna kontrola rozmiaru jeziorka spawalniczego w czasie rzeczywistym real-time vision based control of weld pool size streszczenie w artykule omówiono technikę komputerowego przetwarzania obrazów, opartą na pomiarze i kontroli w czasie rzeczywistym powierzchni lub rozmiaru jeziorka spawalniczego od strony źródła ciepła i od strony przetopu. wykazano możliwości zastosowania komputerowego przetwarzania obrazu do utrzymania wymiarów przez wykonanie pomiarów oraz sterowanie procesem topienia i formowania spoiny. opracowano algorytm analizy obrazu oparty na porównywaniu z wzorcem, który może być dobrany dla różnych metod spawania. regulacja szerokości powierzchni jeziorka spawalniczego od strony źródła ciepła, za pomocą prostego klasycznego algorytmu sterowania ze sprzężeniem zwrotnym, umożliwia polepszenie jednorodności i powtarzalności spoiny przy zmieniających się warunkach odprowadzenia ciepła. abstract a computer vision technique based on the real-time measurement and control of the upper surface or ‘topface’ weld pool size is discussed. the primary objective has been to demonstrate the feasibility of using vision based image processing to provide measurements and the subsequent control of weld geometrical properties during the weld formation or molten phase. a novel reference feature correlation based image analysis algorithm has been developed that may be configured to operate with a number of different welding processes. upper surface weld pool with regulation via a simple classical feedback control algorithm has then been demonstrated to show how this approach may be used to improve weld uniformity and repeatability. prof. william lucas, dan bertaso, inż. geoff melton – twi, cambridge, wielka brytania, prof. jeremy smith, c. balfour – uniwersytet w liverpool. różnice we właściwościach materiału podstawowego i systematyczne odchylenia w procesie spawania lub wybór niestabilnych parametrów jarzenia się łuku. kluczowym czynnikiem udanej konfiguracji systemu czujników wizyjnych jest generowanie stabilnych, wysokiej jakości obrazów procesu spawania, które można analizować. uproszczony schemat ustawienia czujnika powierzchni jeziorka od strony źródła ciepła pokazano na rys. 1. przed uchwytem spawalniczym i elementami podawania drutu umieszczono kamerę ccd z systemem soczewek i środkowo przepustowym filtrem podczerwieni. długość pracy filtra jest bliska obcinanej długości fali kamery, a więc większość światła łuku spawalniczego zostaje zatrzymana. kamera jest również umieszczona pod kątem do płaszczyzny elementu spawanego, a więc ilość światła łuku, na które rys. 1. ustawienie czujnika lica spoiny spawania łukowego fig. 1. topface sensor arrangement for are welding 12 przegląd spawalnictwa 1/2009 wystawiony jest czujnik kamery, jest nadal ograniczana. taka konfiguracja czujnika, przez przepuszczenie ograniczonego zakresu światła łuku do oświetlania obszaru obserwowanej spoiny, może wytworzyć wysokiej jakości obrazy ciekłego jeziorka w stanie „łuk włączony”. eliminuje to konieczność zastosowania dodatkowego źródła światła do oświetlenia jeziorka spawalniczego. wadą takiego rozwiązania jest jednak to, że ustawienie kamery, stabilność światła łuku oraz właściwości spoiny i materiału rodzimego, takie jak stan powierzchni, będą miały wpływ na jakość tworzonych obrazów. aby odnieść się do wymienionych problemów, należałoby wykonać serię prób w celu określenia ustawienia kamery względem elementu spawanego, optymalnego z punktu widzenia spójności dostarczanych obrazów. w opracowaniu opisano, jak obraz lica spoiny od strony źródła ciepła może być przetwarzany w celu wykonania pomiarów geometrycznych w czasie rzeczywistym. przedstawiono również dobór parametrów i typu układu regulacji procesem ze sprzężeniem zwrotnym, który wykorzystuje pomiary czujnika wizyjnego powierzchni jeziorka spawalniczego od strony źródła ciepła i przetwarza je prostą klasyczną techniką regulacji ze sprzężeniem zwrotnym. przedstawiono też parametry regulatora ze sprzężeniem zwrotnym procesu spawania, gdzie pomiarów powierzchni jeziorka spawalniczego dokonuje się tradycyjną techniką regulacji. digitalizacja i przetwarzanie obrazów uproszczony schemat systemu rejestracji i przetwarzania obrazu pokazano na rys. 2. zespolony sygnał wideo z kamery ccd zostaje zarejestrowany i przetworzony na postać cyfrową przez interfejs telewizyjny lub kartę wintv zainstalowaną w typowym komputerze pc, który na ogół jest wyposażony w system operacyjny microsoft windows 2000. taka karta rejestracyjna efektywnie generuje strumień cyfrowych obrazów wideo z kamery. algorytm analizy został wprowadzony w microsoft visual c++, który przetwarza cyfrowy strumień wideo na zasadzie klatka po klatce w czasie rzeczywistym z użyciem oprogramowania video for windows (vfw) [8, 9]. dodanie informacji diagnostycznych do przetworzonych klatek wideo przed wyświetleniem ich na monitorze komputera umożliwia monitorowanie działania algorytmu analizy obrazu. informacje te będą zazwyczaj zawierały kursory, wskazujące zmierzone pozycje krawędzi ciekłego jeziorka przed wyświetleniem przetworzonej klatki. w ten sposób można stworzyć wizualną prezentację działania algorytmu przetwarzającego. końcowa faza cyklu przetwarzania klatek z kamery polega na generowaniu pomiarów szerokości ciekłego jeziorka. wygenerowany pomiar może być następnie dostarczony do systemu sterowania procesem, tak aby było możliwe wdrożenie sterowania szerokością ciekłego jeziorka ze sprzężeniem zwrotnym. system analizy obrazu może przetworzyć obraz analogowy na obraz cyfrowy (zdigitalizować) i przetwarzać zarejestrowane obrazy z maksymalną szybkością klatek kamery, która zazwyczaj wynosi 25 hz dla standardowego wideo z przeplotem. jeżeli algorytm analizy obrazu może działać w czasie pomiędzy kolejnymi klatkami kamery, to można wykonywać pomiary z szybkością aktualizacji wyjścia równą szybkości klatek kamery. wdrożona technika analizy obrazu jest oparta na 8-bitowej korelacji intensywności w skali szarości ze zgromadzonymi cechami z obrazów próbnych lub wzorcowych [10]. ta technika została połączona z serią prostych procedur kalibracji, których użyto w celu ograniczenia liczby danych obrazowych, które mają być przetwarzane w każdej klatce. na rys. 3 zilustrowano tę metodę z użyciem obrazów lica od strony źródła ciepła, na stop inconel 718. kamera obrazująca ma ustaloną pozycję względem uchwytu spawalniczego i elementu spawanego. umożliwia to „kalibrację” oprogramowania przetwarzającego do analizowania wyłącznie wybranego obszaru obrazu spoiny. pozycyjna kalibracja algorytmu jest osiągana przez użycie krzyżyka generowanego przez oprogramowanie, który można umieszczać w środku zarejestrowanego obrazu wzorcowego jeziorka spawalniczego, jak pokazano na rys. 3a. przetwarzanie kolejnych obrazów rozpoczyna się od lewej poziomej pozycji kalibracji. pozwala to wykluczyć z przetwarzania większą część zarejestrowanego obrazu, dzięki czemu znacznie polepsza się wydajność algorytmu. druga faza konfiguracji algorytmu przetwarzającego polega na próbkowaniu pary charakterystycznych cech krawędzi, w formie jednowymiarowych macierzy wartości intensywności z obrazu wzorcowego, jak pokazano na rys. 3c, d. krzyżyk po lewej stronie na rys. 3b wskazuje środek lewej cechy krawędzi jeziorka spawalniczego, a dwa białe pionowe pasy po każdej stronie krzyżyka przedstawiają granice wydzielanej cechy. w podobny sposób krzyżyk i pionowe pasy po prawej stronie rys. 3b przedstawiają umieszczenie wydzielanej prawej cechy krawędzi. wykresy cech wzorcowych dla stopu inconel 718, które odnoszą się do obrazów spoiny na rys. 3, pokazano na rys. 3c i 3d. rys. 2. rejestracja i przetwarzanie obrazu fig. 2. image capture and processing rys. 3. korelacja wzorca obrazu: a – kalibracja, b – wydzielenie wzorca (ekstrakcja cech), c – wykres wzorcowy lewej krawędzi jeziorka spawalniczego, d – wykres wzorcowy oświetlenia prawej krawędzi jeziorka spawalniczego fig. 3. image feature correlation, a – calibration, b – feature extraction, c – left extracted feature graph, d – right extracted feature graph a) b) c) d) 13przegląd spawalnictwa 1/2009 po dostarczeniu tych początkowych informacji o konfiguracji oprogramowania można je wykorzystać do przetwarzania obrazów wideo na żywo poprzez wyszukiwanie pozycji w przetwarzanym obrazie, które reprezentują najlepsze dopasowanie z wcześniej zgromadzonymi cechami wzorcowymi, z zastosowaniem wzoru fs fme [i] = σ i rf [j] im [i+j] i dla 0 ≤ i < iw (1) j=0 gdzie: fme jest dopasowaniem cechy lub macierzą wartości błędu korelacji, fs jest rozmiarem cechy wzorcowej w pikselach, rf jest jednowymiarową macierzą przechowującą wartości intensywności cechy wzorcowej, a im jest intensywnością pikseli żywego obrazu w pozycji i podczas przemieszczania się od lewej przy poziomej pozycji kalibracji po ukończeniu obliczeń błędu dopasowania, macierz błędu dopasowania cechy fme jest wyszukiwana dla pozycji, przy której występuje najmniejszy błąd korelacji, co odpowiada najlepszemu dopasowaniu przetwarzanej cechy, jak pokazano w równaniu. bm ← min {fme [i] dla 0 ≤ i < iw} (2) wartość bm w równaniu (2) odpowiada najlepszemu dopasowaniu cechy podczas ruchu z lewej do prawej przy poziomej pozycji kalibracji. dlatego pozycja pozioma w obrazie, reprezentowana poprzez wartość i, która oddaje najniższy błąd korelacji bm, jest miejscem najlepszego dopasowania cechy przetwarzanej. działanie algorytmu korelacji polepsza się poprzez wyszukiwanie jedynie umiejscowienia cechy lewej dla lewej pozycji kalibracji. podobny sposób obliczenia dla najbardziej prawdopodobnego dopasowania prawostronnej cechy wzorcowej podejmuje się w miejscach, które znajdują się na prawo od pozycji kalibracji na przetwarzanym obrazie. przetworzony obraz i odpowiadający mu wykres powierzchni błędu korelacji pokazano na rys. 4. krzyżyki po lewej i po prawej stronie rys. 4a pokazują wykryte pozycje krawędzi jeziorka spawalniczego. linia wykreślona w poprzek dolnej 1/3 części rys. 4a przedstawia znormalizowane jednowymiarowe przedstawienie wyliczonego błędu korelacji. dwa najniższe wgłębienia w tej linii przedstawiają pozycję najmniejszego błędu korelacji, a przez to najlepsze dopasowanie z cechami krawędzi wzorcowych. trójwymiarowe przedstawienie błędu korelacji pokazano na wykresie powierzchniowym na rys. 4b. wyraźnie punkty najlepszej korelacji z cechami krawędzi pojawiają się przy ok. 100 i 500 pikseli szerokości obrazu. jak pokazano na rys. 5, użycie impulsowego łuku przy spawaniu stali inconel spowodowało duże zmiany intensywności w obrazach spoiny. nadmierna intensywność bądź nasycenie obrazu wysokiego impulsu, jak pokazano na rys. 5b, może spowodować trudności z wiarygodnym przetworzeniem danych. aby rozwiązać ten problem, ulepszono algorytm przetwarzania, żeby program mógł rozróżnić, kiedy przetwarzany jest łuk wysokiego (prąd impulsu), a kiedy niskiego impulsu (prąd bazy). osiągnięto to dzięki wyliczeniu średniej intensywności przetwarzanego obrazu z lewej do prawej przy wcześniej zdefiniowanej pozycji kalibracji. następnie do rozróżnienia intensywności łuku impulsu i łuku bazy użyto zmiennego progu. do wykonania bardziej stabilnego pomiaru, w zależności od jakości obrazu, zastosowano wykluczenie przetwarzania łuku impulsu lub łuku bazy. w przykładzie pokazanym na rys. 5, w celu poprawienia wyników, przetwarzane były jedynie części łuku bazy. technika korelacji cechy może być stosowana przy różnych metodach spawania, przez konfigurowanie serii parametrów definiowanych przez użytkownika. aby to zilustrować, na rys. 6 pokazano zestaw cech wzorcowych, przetworzony obraz i wykres korelacji spawania aluminium tig prądem zmiennym. przy spawaniu aluminium widać wyraźnie przejście w poziomie intensywności wokół umiejscowienia krawędzi na obrazie, które występuje mniej więcej w połowie wzdłuż cech wzorcowych (rys. 6a, 6b). cechy wzorcowe dla stopu niklu inconel 718 miały tendencję do wykazywania większego gradientu intensywności bez wyraźnego przejścia przy umiejscowieniu krawędzi jeziorka spawalniczego (rys. 3c, 3b). pokazuje to, że obrazy o różnych kształtach cech wzorcowych krawędzi mogą być pobierane przez algorytm przetwarzania obrazu i rzetelnie przetworzone. kiedy algorytm rys. 4. przetworzone obrazy spoiny: a – impulsowe spawanie tig prądem stałym na stali inconel 718, b – wykres powierzchniowy korelacji fig. 4. processed weld images: a – pulsed dc tig on inconel 718, b – correlation surface plot rys. 5. jakość obrazu blachy inconel 718 uzyskiwana zależnie od pulsowania łuku: a – obraz prądu bazy, b – obraz prądu impulsu fig. 5. inconel 718 image quality variation due to arc pulsing, a – iow pulse image, b – high pulse image a) b) a) b) rys. 6. spawanie aluminium metodą tig prądem zmiennym: a – cecha wzorcowa lewej krawędzi jeziorka, b – cecha wzorcowa prawej krawędzi jeziorka, c – przetworzony obraz, d – wykres powierzchniowy korelacji fig. 6. ac tig on aluminium: a – left pool edge reference feature, b – right pool edge reference feature, c – processed image, d – correlation surface plot a) b) d) c) 14 przegląd spawalnictwa 1/2009 rys. 8. oprogramowanie przetwarzania obrazu vee i visual c++ fig. 8. vee and yisual c++ image-processing software przetwarzania obrazu zostanie skalibrowany i poprawnie „nauczony” przetwarzania określonego typu obrazu, parametry konfiguracji, takie jak rozmiary cech krawędzi, intensywności cechy wzorcowej, umiejscowienie kalibracji przetwarzania i ustawienia wykluczenia pulsu łuku, można zapisać w pliku danych cyfrowych. oprogramowanie przetwarzające przywróci wszelkie zachowane ustawienia, tak że wyuczony algorytm może rozpocząć pracę w stanie gotowym do przetwarzania. procedura kalibracji i uczenia opisana wcześniej jest konieczna jedynie wtedy, kiedy potrzebne jest przetwarzanie obrazów o klasyfikacji innej niż standardowa. sterowanie procesem spawania aby przedstawić sterowanie ze sprzężeniem zwrotnym, zastosowano regulator cyfrowy pid, czyli klasyczny regulator proporcjonalno-całkująco-różniczkujący [11]. uproszczony schemat pokazano na rys. 7. podstawowe działanie kontrolne polega na porównaniu zmierzonej szerokości górnego lica jeziorka spawalniczego z algorytmu przetwarzania obrazu z wartością zadaną. jeżeli istnieje różnica pomiędzy zadaną a zmierzoną szerokością jeziorka, stosuje się sterowanie procesem, które jest zdolne dostosować zarówno prąd spawania, jak i szybkość podawania drutu. aktywne dostosowanie prądu i szybkości podawania drutu umożliwia zrównoważenie zróżnicowania rozmiaru jeziorka spawalniczego. sterowanie procesem wymaga użycia dwóch niezależnych regulatorów pid, jak pokazano w równaniach (3) i (4). równania pid zostały wprowadzone do oprogramowania z użyciem oddzielnego programu, który działał równocześnie z oprogramowaniem przetwarzania obrazu na komputerze kontrolnym. aby dostosować prąd spawania i szybkość podawania drutu, użyto seryjnego protokołu komunikacyjnego can [12]. wymagało to użycia pary wbudowanych systemów mikroprocesorów działających jako węzły can sterujące procesem. podstawowe działanie tych punktów węzłowych polegało na porównywaniu (odejmowaniu) wartości zadanej z sygnałem analogowym prądu spawania i szybkości podawania drutu urządzenia spawalniczego [13] vtrimi = kpiebw + kii ∫ebw + kdi (ebw – ebw-1) (3) gdzie: vtrimi jest dostosowaniem prądu spawalniczego, ebw jest błędem szerokości jeziorka, będącym różnicą między zadaną a zmierzoną szerokością jeziorka, kpi jest proporcjonalnym przyrostem prądu, kii oznacza całkujący przyrost prądu dla ostatnich próbek x, gdzie x jest liczbą całkowitą w zakresie od 1 do 100, kdi jest różniczkowym przyrostem dla prądu, a ebw-1 jest poprzednim błędem szerokości jeziorka; vtrimwfs = kpwfsebw + kiwfs ∫ebw + kdwfs (ebw – ebw-1) (4) gdzie: vtrimwfs jest dostosowaniem szybkości podawania drutu, kpwfs – proporcjonalnym przyrost szybkości podawania drutu, kiwfs – całkującym przyrost szybkości podawania drutu dla ostatnich próbek x, gdzie x jest liczbą całkowitą w zakresie od 1 do 100, a kdwfs jest różniczkowym przyrosa szybkości podawania drutu. rzeczywista implementacja systemu sterowania procesem wymaga użycia graficznego interfejsu użytkownika korzystającego z języka programowania agilent vee / 14. typowy ekran kontrolny komputera pokazano na rys. 8. oprogramowanie vee jest wyposażone w „panel” wyświetlania, pokazany po lewej stronie (rys. 8), który zawiera okna dialogowe, umożliwiające działania takie jak: wybór parametru równania regulatora pid (proporcjonalno-całkująco-różniczkującego) systemu i konfigurację danych z kontroli procesu logowania. do pokazania informacji o wartości prądu spawania i ilości podawanego drutu stosuje się serię prezentacji graficznych wraz z wykresem kołowym zmierzonej szerokości jeziorka. oprogramowanie do przetwarzania obrazu, pokazane po prawej stronie rys. 8, jest wywoływane przez interfejs użytkownika vee i działa jako równoległy proces komputera kontrolnego. pomiary z oprogramowania przetwarzania obrazu są przesyłane do systemu sterowania vee z użyciem wiadomości opartych na modelu klient-serwer za pomocą protokołu tcp/ip [15]. przebieg i wyniki eksperymentu pierwsza faza eksperymentu wymagała serii prób, które wykonano, aby określić optymalne ustawienie kamery obrazujące górne lico ciekłego jeziorka. w rezultacie zastosowano dwie oddzielne konfiguracje kamery: jedną dla aluminium, rys. 7. schemat systemu sterowania ze sprzężeniem zwrotnym fig 7. closed loop process control schematic 15przegląd spawalnictwa 1/2009 a drugą dla stopu inconel. jak pokazano na rys. 9a, kamera umieszczona na brzegu jeziorka spawalniczego i poniżej poziomu podawania drutu tworzyła bardziej stabilne obrazy spawania tig aluminium prądem zmiennym. przy spawaniu stopu inconel najlepsze wyniki dawało ustawienie kamery za uchwytem spawalniczym, jak pokazano na rys. 9b. zgodnie z programem eksperymentu, przeprowadzono następnie serię prób, aby ocenić, czy pomiary szerokości jeziorka oparte na przetwarzaniu obrazu będą stabilne/stałe. pomiary po spawaniu na rys. 10a są zgodne z pomiarami zautomatyzowanymi na rys. 10b, przy czym każdy wykres pokazuje nominalną wartość szerokości jeziorka około 8 mm. aby zilustrować problemy, które można napotkać podczas użycia łuku impulsowego, wykonano niekontrolowane napawanie na stopie inconel z użyciem parametrów, które są przedstawione w tabl. ii. w wykresach na rys. 11 porównano ręczne pomiary szerokości powierzchni jeziorka spawalniczego od strony źródła ciepła po spawaniu, ze zautomatyzowanymi pomiarami z oprogramowania przetwarzania obrazu. w celu zademonstrowania techniki pomiaru pierwszy etap polegał na porównaniu pomiarów wykonanych ręcznie po spawaniu z pomiarami powierzchni jeziorka spawalniczego od strony źródła ciepła, wykonanymi za pomocą przetwarzania obrazu. wykresy pomiarów wykonanych dla niekontrolowanego procesu napawania aluminium tig prądem zmiennym z użyciem parametrów pokazanych w tabl. i, przedstawiono na rys. 10. wykres na rys. 11b pokazuje wpływ spawania łukiem impulsowym na stabilność zautomatyzowanego pomiaru, przy czym zmierzony rozmiar jeziorka ma tendencję wzrostową w synchronizacji z częstością pulsowania łuku. dzieje się tak przede wszystkim w związku z dużymi odchyleniami intensywności obrazu kamery przy zastosowaniu łuku impulsowego. aby ominąć ten problem, zastosowano wykluczenie wysokiego impulsu łuku. wymagało to takiej konfiguracji oprogramowania przetwarzania obrazu, aby pomiary jeziorka były wykonywane jedynie w czasie impulsu niskiego natężenia prądu bazy. spowodowało to bardziej stabilny pomiar pokazany na rys. 11c, który jest zgodny z ręcznie wykonanymi odczytami szerokości jeziorka, wykreślonymi na rys. 11a. końcowa faza eksperymentu wymagała przedstawienia systemu sterowania ze sprzężeniem zwrotnym. do tych badań wybrano parę blach inconel o grubości 2 mm, ze skokowym przejściem do grubości 1,4 mm mniej więcej w połowie próbki. celem tej fazy badań było uzyskanie porównania między próbkami spawania sterowanego i niesterowanego materiału wykazującego nagłą zmianę grubości. badania przeprowadzono w celu zademonstrowania działania systemu sterowania ze sprzężeniem zwrotnym. do wdrożenia regulacji szerokości powierzchni jeziorka spawalniczego od strony źródła ciepła przy spoinach kontrolowanych użyto proporcjonalno-całkującego (pi) regulatora prądu spawania. zadano 6 mm szerokość jeziorka spawalniczego, a prób eksperymentalnych użyto do wykazania, że przyrost proporcjonalny kpi = 1 i przyrost całkowy kii = 0,01 wytworzyły akceptowalne wyniki. po spawaniu, dla każdej wytworzonej spoiny wykonano pomiary powierzchni jeziorka spawalniczego od strony źródła ciepła i od strony przetopu, jak pokazano na rys. 12. rys. 9. praktyczne ustawienia obrazowania spoiny: a – spawanie aluminium tig prądem zmiennym, b – spawanie stopu inconel fig. 9. practical weld imaging arrangements, a – ac tig welding with aluminium, b – inconel welding rys. 10. pomiary spawania aluminium metodą tig prądem zmiennym: a – ręcznie zmierzona szerokość górnego jeziorka, b – zautomatyzowany pomiar szerokości górnego jeziorka fig. 10. ac tig on aluminium weld measurements, a – manually measured upper pool width, b – automated upper pool width measurement tablica i. parametry spawania aluminium table i. aluminium welding parameters tablica ii. parametry spawania stali inconel table ii. inconel welding parameters rys. 11. pomiary spawania stali inconel 718: a – ręcznie zmierzona szerokość jeziorka od strony źródła ciepła (lica), b – zautomatyzowane pomiary szerokości jeziorka od strony źródła ciepła, c – zautomatyzowane pomiary z wykluczeniem wysokiego impulsu fig. 11. inconel 718 measurements: a – manually measured upper pool width, b – automated upper pool width measurement, c – automated measurement with high pulse exclusion parametr wartość metoda materiał elektroda spawalnicza gaz osłonowy szybkość spawania prąd spawania szybkość podawania drutu tig ac o częstotliwości 100 hz aluminium 2024, t4 o grubości 1,6 mm wolframowo-cyrkonowa ø 3,2 mm czysty argon, 15 l/min 3,3 mm/s 80 a ø 1,2 mm typ 5356, szybkość 15 mm/s parametr wartość metoda materiał elektroda spawalnicza gaz osłonowy gaz formujący szybkość spawania prąd spawania czas impulsu podawanie drutu impulsowe tig dc o częstotliwości 2 hz blacha stali inconel 718 o grubości 2,0 mm wolframowo-cyrkonowa ø 3,2 mm czysty argon, 14 l/min czysty argon, 18 l/min 1,5 mm/s 100 a prąd impulsu (wysoki ), 30 a prąd bazy (niski) 250 ms wysoki i 250 ms niski ø 0,8 mm inconel 718, szybkość 10 mm/s a) b) a) b) b)a) c) 16 przegląd spawalnictwa 1/2009 literatura [1] i.s. kim, y.j. jeong, p.k.d.v. yarlagadda: „prediction of welding parameters for pipeline welding using an intelligent system”, int. jnl. of adv. man. tech. 22 (9-10) 2003. [2] c. balfour, j. lucas, s. maqbool, j.s. smith, s. maqbool, l. meilroy: „aneural network model for mig welding parameter prediction”, proc. 10th int. conf. on computer technology in welding, june 2000. [3] j. gaqo, c. wu: „extracting weld penetration information in tungsten-inert gas welding”, proc. of inst. of mech. engn. part b jnl. of eng. man. 216 (2) 2002. [4] j. zhao, m.a. houghton, c. balfour, j.s. smith and j. lucas: „real time image processing for penetration control in automated welding“, proc. 8th int. conf. on computer technology in welding, june 1998. [5] h. luo, r. devanathan, j. wang, x. cheng, z.sun: „vision based neurofuzzy logic control of weld pool geometry”, sci. and techn. of welding and joi. 7, (5) 2002. [6] y. m. zhang, r. kovacevic: „neurofuzzy model-based predictive control of weld fusion zone geometry”, ieee trans. on fuzzy sys. 6 (3) 1998. dla kontrolowanych spoin regulacja szerokości powierzchni jeziorka spawalniczego od strony źródła ciepła również zmniejszyła stopień wtopienia spoiny. wyraźnie ilustruje to zwiększona jednorodność na wykresie pomiarów po spawaniu szerokości powierzchni jeziorka spawalniczego od strony źródła ciepła i od strony przetopu (górnej i dolnej), pokazanych na rys. 12b, w porównaniu z odpowiednimi pomiarami przy spawaniu niekontrolowanym, co zostało pokazane na rysunku 12a. wnioski technika przetwarzania obrazu, oparta na korelacji cechy domeny przestrzennej, rozwinęła się dzieki dążeniu do niezawodnego przetwarzania wysokiej jakości obrazów z kamery górnego lica jeziorka spawalniczego. użycie procedury kalibracji i pary wzorcowych cech krawędzi z obrazów próbnych umożliwiło zastasowanie nowatorskiego i wydajnego algorytmu analizy, który może wykonać pomiary szerokości powierzchni jeziorka spawalniczego od strony źródła ciepła w czasie rzeczywistym. oprogramowanie do przetwarzania obrazu jest całkowicie konfigurowalne, a więc może zostać przystosowane lub można je „nauczyć” radzenia sobie z obrazami różnych procesów spawania. wykazano to poprzez prezentację wyników pomiarów dla stopu inconel i aluminium: potwierdziły one akceptowalne (co do wyników) działanie techniki pomiaru dla spawania tig różnych materiałów. dalsze udoskonalenie algorytmu przetwarzania polegało na wprowadzeniu progu średniej intensywności obrazu. pozwoliło to odróżnić wysoką część impulsowego łuku spawalniczego (prąd impulsu) od niskiej (prąd bazy). algorytm przetwarzający może zostać tak skonfigurowany, aby wykluczyć pomiary wykonane podczas fazy łuku wysokiego bądź niskiego. umożliwia to wykonanie bardziej stabilnych pomiarów poprzez efektywne przetwarzanie jedynie określonego zakresu intensywności obrazu, co sprawia, że technika przetwarzania wykazuje większą tolerancję na duże odchylenia w intensywności obrazu, które występują często podczas stosowania łuku impulsowego. system sterowania procesem ze sprzężeniem zwrotnym został wdrożony w formie dwóch równań regulatora proporcjonalno-całkująco-różniczkującego pid, które umożliwiają regulację szerokości powierzchni jeziorka spawalniczego od strony źródła ciepła do wartości zadanej, poprzez dostosowanie prądu i szybkości podawania drutu. kontrola procesu polegała na porównaniu kontrolowanych rys. 12. pomiary szerokości jeziorka po spawaniu: a – spawanie niekontrolowane, b – spawanie kontrolowane fig. 12. post weld pool width measurements: a – uncontrolled weld, b – controlled weld, i niekontrolowanych spoin na stopie inconel, które wykonano przy tych samych parametrach spawania. jako krańcowy test systemu sterowania zastosowano skokową zmianę grubości blachy. w sterowanym spawaniu do regulacji szerokości lica jeziorka spawalniczego od strony źródła ciepła zastosowano regulację prądu spawania za pomocą regulatora proporcjonalno-całkującego pi. rozwiązanie to pozwala na skuteczną regulację szerokości jeziorka spawalniczego od strony źródła ciepła i ma wpływ na głębokość wtopienia spoiny dla próbki testowej ze skokową zmianą grubości w połowie drogi spawania. w wyniku tego badania jednoznacznie stwierdzono, w jaki sposób systemy sterowania spawaniem z komputerową analizą obrazu mogą być użyte do wytworzenia spoin o stałym profilu wówczas, gdy w trakcie procesu zmienią się warunki odprowadzenia ciepła. omówione doświadczenia wykonano z użyciem komputera pc ze standardową, niedrogą kartą telewizyjną wintv i oprogramowaniem stworzonym dla układu regulacji za pomocą nowoczesnych języków programowania wizualnego. dlatego eksperymentalny układ regulacji spawania omówiony w tym opracowaniu uważa się za prototyp układu o potencjalnym zastosowaniu komercyjnym. w przyszłości należy zbadać możliwość odejścia od przestarzałej obecnie techniki wideo w formacie windows i wdrożenia interfejsu bardziej nowoczesnego oprogramowania rejestracji obrazu w formacie activex. powinno to umożliwić szersze połączenie urządzeń rejestracyjnych z oprogramowaniem przetwarzania obrazu. dalsze udoskonalanie metod analizy obrazu i algorytmu pomiaru może pozwolić na zbadanie potencjalnych strategii akomodacji odchyleń jakości obrazu i szczegółowych cech krawędzi, tak aby można było opracować bardziej tolerancyjną technikę pomiaru. [7] d.b. zhao, s.b. chen, l. wu, m. dai, q. chen: „inteligent control for shape of the weld pool in pulsed gtaw with filler metal”, 80 (11) (2001). [8] b. zaration: “microsoft visual c++6.0 programmer,s guide”, microsoft press (1998). [9] j. weiskamp, n.johnson, f. gauldt and m. florence: „how to digitize video”, wiley (1994). [10] m. sonka, v. hlavac, r. boyle: „image prosessing, analysis and machine vision”, 2nd. end. pws publishing (1999). [11] c.l. phillips, h.t. nagle: „digital control system analysis and design”, 3rd cdn. prentice-hall (1995). [12] „can specification version 2.0”, robert bosh gmbh. (1991) [13] c. balfonr, j.s. smith: „controller area network (can) applied to welding systems”, proc. 12th int. conf. on computer technology in welding, sierpień 2002. [14] „vee proc user’s guide”, agilent technologies inc. (2000). [15] k. gregory, „using visual c++.net”, que/sams publishing (2002). z języka angielskiego tłumaczyli: ilona pawlik i adam jastrzębski z instytutu łączenia metali w krakowie a) b) ps 5 2018 www str 117przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 spawanie produkcyjne odlewu staliwnego   żaroodpornego gx40nicrnb35-45 production welding of a heat-resistant cast steel gx40nicrnb35-45 dr inż. sławomir parzych – politechnika krakowska, dr inż. marek gucwa – politechnika częstochowska, dr inż. robert  bęczkowski – drb. autor korespondencyjny/corresponding author: slawomir.parzych@mech.pk.edu.pl streszczenie w pracy przedstawiono przykładowe wyniki badań kwalifikowania technologii spawania produkcyjnego odlewu staliwnego żaroodpornego w gatunku gx40nicrnb35-45 przy użyciu materiału dodatkowego w gatunku wz 35 45 zr wg pn-en iso 14343. badanie kwalifikowania technologii spawania wykonano zgodnie z pn-en iso 11970. złącze próbne wykonano metodą 141 i następnie przeprowadzono badania nieniszczące oraz niszczące określające własności mechaniczne złącza. wykonane badania pozwoliły spełnić wymagania zawarte w pn-en iso 11970 i były podstawą do wystawienia protokołu kwalifikowania technologii spawania. słowa kluczowe: kwalifikowanie technologii spawania; staliwo żaroodporne; spawanie tig abstract the paper presents the results of qualification of production welding procedures for heat-resistant cast steel in grade gx40nicrnb35-45 with used filler material in grade wz 35 45 zr (pn-en iso 14343). qualification of welding technology was made in accordance to pn-en iso 11970. test welded joint was made using 141 method and non-destructive and destructive testing were performed in order to determine the mechanical properties of the welded joint. completed tests met the requirements of pn-en iso 11970 and were the basis of the welding procedure qualification record. keywords: qualification of welding procedures; heat-resistant cast steel; tig welding wstęp staliwa wysokostopowe żaroodporne austenityczne są szeroko stosowane na elementy instalacji w zakładach naftowych, petrochemicznych i chemicznych. od żaroodpornych odlewów staliwnych stosowanych na ww. elementy instalacji wymaga się stabilności mikrostruktury, żarowytrzymałości, odporności na nawęglanie i utlenianie, przy zachowaniu dobrej spawalności [1]. elementy instalacji podczas pracy narażone są na ekstremalnie wysokie temperatury ok. 800÷1100 °c. takie warunki powodują degradację mikrostruktury różnymi mechanizmami. począwszy od kruchości wywołanej pełzaniem, wysokotemperaturowego zmęczenia, kruchości wywołanej przez fazę sigma, nawęglenie, kruchości wodorowej, grafityzacji, erozji, korozji wysokotemperaturowej [2]. w czasie pracy w podwyższonej temperaturze, głównymi wydzieleniami jakie powstają są węgliki bogate w chrom typu cr23c6, m6(c,n), węgliki bogate w niob typu nbc, węgliko-azotki cr2(c,n) [2]. w mikrostrukturze stopów gx zawierających nb w stanie lanym oprócz osnowy austenitycznej występują węgliki niobu (nbc) i węgliki chromu (m7c3) [3,4]. spawalność odlewów staliwnych w szczególności o mikrostrukturze austenitycznej sławomir parzych, marek gucwa, robert bęczkowski przeglad welding technology review jest ograniczona przez segregację dendrytyczną i rozszerzalność cieplną. ich współczynnik rozszerzalności liniowej jest 1,5x większy od współczynnika dla staliw niestopowych. autorzy w pracy [5] zaprezentowali technikę spawania z temperaturą podgrzewania wstępnego rzędu 600 °c. tak wysokie podgrzewanie zwiększa ciągliwość i zmniejsza naprężenia. dane producentów wskazują, że możliwe jest zwiększenie plastyczności materiału po zastosowaniu starzenia w 1100 °c przez 1000 godzin [6,7]. pękanie podczas spawania staliw wysokostopowych żaroodpornych gx jest spowodowane występowaniem węglika chromu m23c6 oraz kruchego związku międzymetaliczny ni-nb-si. autorzy [8] tłumaczą to przemianą związku międzymetalicznego ni-nb-si w węglik niobu (nbc). po przemianie pozostaje wysoka zawartość krzemu, która znacząco obniża miejscowo temperaturę topnienia, co prowadzi w czasie chłodzenia do obniżenia plastyczności. podczas cykli cieplnych w miejscach segregacji dendrytycznych np. na granicach krystalitów, następuje równowagowe nadtapianie lub rozpuszczanie węglików eutektycznych nbc. krzepnięcie eutektyki węglikowej związane jest ze skurczem i powstaniem pęknięć po granicach ziaren [9]. doi: http://dx.doi.org/10.26628/ps.v90i5.911 118 przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 tablica i. skład chemiczny i własności mechaniczne w temperaturze otoczenia staliwa manaurite xtm 5 (% masowe) table  i. chemical composition and mechanical properties at the room temperature of cast steel manaurite xtm 5 (% mass) tablica ii. skład chemiczny i własności mechaniczne w temperaturze otoczenia staliwa khr 45a (wt %) table ii. chemical composition and mechanical properties at the room temperature of cast steel khr 45a wt % tablica iii. skład chemiczny i własności mechaniczne materiału dodatkowego do spawania wz 35 45 nb (% masowe) table iii. chemical composition and mechanical properties of filler material wz 35 45 nb (wt %) metodyka badań, materiał do badań celem pracy było opracowanie dwóch technologii spawania wg pn-en iso 11970 [10]. kwalifikowanie technologii spawania polegało na wykonaniu złącza próbnego przy uży ciu spawania łukowego elektrodą nietopliwą w osłonie gazów obojętnych, tj. metody 141 (tig) z materiałem dodatkowym w gatunku wz 35 45 zr (tabl. iii) wg en iso 14343 [11]. skład chemiczny oraz podstawowe własności mechaniczne wg atestu materiałowego przedstawiono w tablicy ii. materiałem do badań były odlewane żaroodporne rury staliwne w gatunku gx40nicrnb35-45 wg pn-en 10295 [12]. pierwsza ø155,8 x 11,0 mm o nazwie handlowej manaurite xtm oraz druga ø 102,0 × 11,0 mm o nazwie handlowej khr 45a. zastosowane warunki spawania: pozycja z dołu do góry – ph; gaz/osłona: i1 – argon 5,0; temperatura międzyściegowa: max 150 °c. zgodnie z tablicą 1 pn-en iso 11970 [10] na złączach próbnych należy wykonać badania: 100% badań nieniszczących powierzchniowych i objętościowych: wizualne (vt), penetracyjne (pt) i radiograficzne (rt) oraz badania niszczące: badanie na rozciąganie poprzeczne. jeśli jest wymagane, wykonuje się badania: zginania poprzecznego, udarności, twardości, makroskopowe i mikroskopowe. rura staliwna w stanie lanym charakteryzuje się mikrostrukturą w pełni austenityczną z wydzieleniami węglików bogatych w chrom i niob (m23c6, m7c3, mc) o maksymalnej temperaturze pracy w powietrzu do 1100 °c bez dodatkowej obróbki cieplnej. rury staliwne są wytwarzane metodą odlewania odśrodkowego (ang. centrifugally casting). skład chemiczny poszczególnych staliw przedstawiono w tablicach i, ii. zgłady metalograficzne trawiono 10% wodnym roztworem cro3. badania mechaniczne wykonano na maszynie wytrzymałościowej mts810. badania twardości wykonano na twardościomierzu hpo 250 przy obciążeniu 98,1 n (10 kg) metodą vickersa. badania udarności wykonano za pomocą młota charpy’ego o energii początkowej młota 300 j na próbkach 7,5 x 10 x 55 mm z karbem „v”. wyniki badań i ich dyskusja badania wizualne (vt) i badania penetracyjne (pt) nie ujawniły niezgodności spawalniczych. badania makroskopowe złącza ujawniły poprawny układ ściegów w spoinie bez widocznych wewnętrznych niezgodności spawalniczych (rys. 1). w celu kompleksowego określenia własności mechaniczne złącza próbnego, oprócz badań wymaganych przez pn-en iso 11970 [10], wykonano dodatkowe badania na zginanie poprzeczne, udarności, twardości, metalograficzne makroskopowe i mikroskopowe. w tablicach iv÷viii przedstawiono wyniki badań niszczących. badanie rozciągania poprzecznego zakończyło się pozytywnym wynikiem, zerwanie nastąpiło poza spoiną, a wymagana wytrzymałość na rozciąganie została osiągnięta. próbę zginania poprzecznego wykonano na dwóch próbkach: od strony lica i grani. kąt gięcia przy którym próbki się złamały przedstawiono w tablicy v. próba zginania poprzecznego prowadzona jest w celu sprawdzenia plastyczności złączy oraz wykrycia ewentualnych niezgodności powstałych podczas spawania np. przyklejenia. kąty przy jakich próbki uległy złamaniu, wskazują na bardzo małą plastyczność złączy. próbę udarności wykonano na próbkach o zredukowanych wymiarach iso charpy 7,5 (7,5 x 10 x 55 mm) w temperaturze otoczenia. próbki pobrano i karby nacięto w następujących strefach złącza: spoinie i strefie wpływu ciepła. rys.  1.  makrostruktura złącza spawanego: a) manaurite xtm, b) khr 45a fig.  1. macrostructure of the welded joint: a) manaurite xtm, b) khr 45a c si mn p s cr ni nb ti 0,43 1,90 1,18 0,018 0,005 36,01 44,43 0,95 0,30 rp0,2 [mpa] rm [mpa] a5 [%] ≥ 250 ≥ 450 ≥ 5 c si mn p s cr ni nb ti 0,53 1,80 1,78 0,015 0,008 34,51 45,68 1,95 0,42 rp0,2 [mpa] rm [mpa] a5 [%] ≥ 250 ≥ 450 ≥ 5 c si mn p s cr ni ti nb 0,42 1,05 1,53 0,009 0,002 35,29 45,50 0,10 1,24 rp0,2 [mpa] rm [mpa] a5 [%] ≥ 400 ≥ 650 ≥ 8 a) b) 119przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 tablica iv. wyniki próby rozciągania poprzecznego złącza spawanego staliwa manaurite xtm oraz khr 45a table iv. transverse tensile test results concerning the test joint made in cast steel manaurite xtm and khr 45a tablica v. wyniki próby zginania poprzecznego złączy spawanych manaurite xtm oraz khr 45a table v. test results concerning the bending of the test joint made in cast steel manaurite xtm and khr 45a tablica vi. wyniki pracy łamania złączy spawanych table vi. results concerning the impact strength of the joint made in cast steel tablica vii. wyniki pomiarów twardości na przekroju złącza spawanego manaurite xtm table vii. results of hardness measurements concerning the cross-sectional hardness of the welded joints made in cast steel manaurite xtm tablica viii. wyniki pomiarów twardości na przekroju złącza spawanego khr 45a table viii. results of hardness measurements concerning the cross-sectional hardness of the welded joints made in cast steel khr 45a praca łamania niezależnie od miejsca próby była na bardzo niskim poziomie (tabl. vi). nie można odnieść otrzymanych wartości pracy łamania do wartości pracy łamania materiału rodzimego z powodu braku takich informacji w normie materiałowej pn-en 10295. dodatkowo materiał lany, jakim jest odlew staliwny, charakteryzuje się niskimi własnościami mechanicznymi w porównaniu do materiałów przerobionych plastycznych. wyniki pomiarów twardości na przekroju złącza spawanego gx40nicrsinb35-25 nie odbiegają od typowych dla tego typu materiałów. nie ma gwałtownych zmian twardości w zależności od badanych stref złącza (tabl. vii, viii). podobnie jak w przypadku próby udarności, nie ma informacji na jakim poziomie jest twardość materiału rodzimego. można zauważyć, że w przypadku zastosowania materiału khr 45a średnia twardość na przekroju złącza jest niższa w porównaniu do manaurite xtm o ok. 40÷50 jednostek twardości. jest to prawdopodobne spowodowane większą objętością fazy węglikowej. aby to potwierdzić, należy wykonać badania mikroskopowe. oznaczenie  próbki wymagania rm  [mpa] miejsce  zerwania wyniki badań 440 – – manaurite xtm r1 462 poza spoiną pozytywny r2 443 poza spoiną pozytywny khr 45a r1 443 poza spoiną pozytywny r2 447 poza spoiną pozytywny oznaczenie próbki średnica  trzpienia  gnącego  lub rolki kąt  zginania strona  gięcia uwagi manaurite xtm tfbb1 90 mm 9° lico pełne złamanie tfbb2 90 mm 11° lico pełne złamanie trbb1 90 mm 14° grań pełne złamanie trbb2 90 mm 16° grań pełne złamanie khr 45a tfbb1 90 mm 11° lico pełne złamanie tfbb2 90 mm 12° lico pełne złamanie trbb1 90 mm 10o grań pełne złamanie trbb2 90 mm 13o grań pełne złamanie oznaczenie próbki zestaw powierzchnia przekroju w płaszczyźnie karbu [cm2] temperatura  badania praca łamania kv [j] wartość  średnia [j]1 2 3 manaurite xtm vwt (spoina) 1÷3 0,6 +21 °c 5 3 3 4 vht (swc) 4÷6 0,6 +21 °c 3 3 3 3 khr 45a vwt (spoina) 1÷3 0,6 +21 °c 6 4 6 5 vht (swc) 4÷6 0,6 +21 °c 5 8 6 6 linia pomiarowa 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 lico 217 214 216 215 213 208 204 208 216 217 210 216 211 218 214 grań 225 213 224 210 217 222 214 206 192 198 205 207 206 213 213 linia pomiarowa 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 lico 166 191 163 191 197 205 193 191 176 193 192 189 159 157 158 grań 180 177 168 198 205 206 222 221 227 207 206 202 170 169 168 120 przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 literatura [1] asm handbook, volume 1, properties and selection: irons, steels, and highperformance alloys, asm international, materials park, ohio, 2005. [2] babakr a.m., al.-ahamari a., al.-jumayiah k., habiby f.: sigma chase formation and embrittlement of cast iron-chromium nikel (fe-cr-ni) alloys, journal of minerals & materials characterization & engineering, 2008, vol. 7, no. 2, pp. 127-145. [3] patchett, b.m. and skwarok, r.w.: welding metallurgy of 20cr-32ni-nb and hp45 castings, materials for resource recovery and transport, metallurgical society of cim, 1998. [4] shinozaki, k. et al: deterioration of weldability of long term aged hp heat-resistant cast steel containing nb, mo and w, quarterly journal of the japan welding society, vol. 12, no. 2, 1998, pp. 223-232. [5] vekeman j., de waele m.: repair welding of hp40-nb, welding in the world, 2010, vol. 54, no 3/4, pp. 34-42. podsumowanie  przeprowadzone badania dały wynik pozytywny i pozwoliły na wystawienie protokołu kwalifikowania technologii spawania wpqr zgodnie z pn-en iso 11970. należy jednak zaznaczyć, że badane złącza mają bardzo niską plastyczność i udarność, co związane jest prawdopodobnie z wydzielaniem się węglików i związków międzymetalicznych po granicach ziaren austenitu. zauważalna jest również różnica w twardości badanych złączy. złącza wykonane z użyciem materiału khr 45a charakteryzowały się zdecydowanie mniejszą twardością materiału rodzimego niż złącza wykonane z materiału manaurite xm. również wyniki badań udarności wskazują na pewne różnice we właściwościach materiału, wynikające prawdopodobnie z różnic w składach chemicznych porównywanych materiałów, jak i niskich właściwości plastycznych charakteryzujących materiały odlewane. można jednak przyjąć, że niezależnie od producenta wyniki badań niszczących są na podobnym poziomie. [6] http://www.kubotamaterials.com/alloys/heat_resistant/khr45a.pdf (7.04.2018). [7] http://www.manoir-industries.com/site/docs_wsw/rub_75/fiche_internet_xtm.pdf (7.04.2018). [8] shi s., lippold j. c., ramire j.: hot ductility behavior and repair weldability of service-aged, heat-resistant stainless steel castings, welding research, 2010, vol. 89. [9] tasak e.: metalurgia spawania, jak, 2008. [10] pn-en iso 11970:2009 instrukcja technologiczna spawania i kwalifikowanie technologii spawania produkcyjnego odlewów staliwnych. [11] pn-en iso 14343:2010 materiały dodatkowe do spawania – druty elektrodowe, taśmy elektrodowe, druty i pręty do spawania łukowego stali nierdzewnych i żaroodpornych – klasyfikacja. [12] pn-en 10295:2004 odlewy ze staliwa żaroodpornego. 201213_pspaw.pdf 35przegląd spawalnictwa 13/2012 maciej roskosz krzysztof fryczowski porównanie szumu barkhausena i własnego magnetycznego pola rozproszenia w odkształconych plastycznie próbkach ze stali s235 i p265gh a comparison of barkhausen noise and the residual  magnetic field in plastically deformed samples made of s235 and p265gh steel dr inż. maciej roskosz, inż. krzysztof fryczowski – politechnika śląska, gliwice. streszczenie zmiany stanu wytężenia, struktury i temperatury tworzywa ferromagnetycznego wpływają na zmiany stanu równowagi energetycznej na poziomie atomowym, skutkując zmianami makroskopowych właściwości magnetycznych i elektrycznych. w artykule przedstawiono wyniki pomiarów szumu barkhausena i własnego magnetycznego pola rozproszenia wmpr w próbkach odkształconych plastycznie. porównano rozkłady wielkości ilościowo opisujących szum barkhausena i wmpr. stwierdzono, że zróżnicowanie stopnia deformacji plastycznej dobrze oddają energia szumu barkhausena ebn, liczba zliczeń nbn oraz gradienty składowych wmpr. czułość tych sygnałów diagnostycznych jest zbliżona. możliwe jest opracowanie ilościowych relacji diagnostycznych służących do oceny stopnia deformacji na podstawie ww. wielkości. opracowanie rzetelnych relacji diagnostycznych wymaga rozwiązania szeregu problemów metrologicznych. są one związane z wpływem kształtu i wielkości elementu, stanem warstwy wierzchniej, struktury oraz ogólnego stanu namagnesowania. abstract changes in the stress state, structure and temperature of a ferromagnetic material result in changes in the balance of energy at the atomic level, causing variations in macroscopic magnetic and electrical properties. the paper presents the results of measurements of barkhausen noise and of the residual magnetic field (rmf) in plastically deformed samples. a comparison is made of the distributions of values which describe barkhausen noise and the rmf quantitatively. it is found that the differences in the degree of plastic deformation are well reflected by the energy of barkhausen noise ebn, the number of counts nbn and the gradients of the rmf components. the sensitivity of these diagnostic signals is similar. it is possible to develop quantitative diagnostic relations that could be used to assess the degree of plastic deformation based on the values mentioned above. the development of reliable diagnostic relationships requires a solution to a series of metrological problems which are related to the impact of the shape and size of the component, to the state of the surface layer, the structure and to the overall state of magnetisation. wprowadzenie i cel badań zmiany stanu wytężenia, struktury i temperatury tworzywa ferromagnetycznego wpływają na zmiany stanu równowagi energetycznej na poziomie atomowym, powoduje zmiany makroskopowe właściwości magnetycznych i elektrycznych [1÷5]. wykorzystanie efektu barkhausena oraz własnego magnetycznego pola rozproszenia wmpr jako sygnałów diagnostycznych znajduje coraz szersze zastosowanie w szeroko pojętej ocenie stanu [6÷11]. z powodu braku ogólnie przyjętych standardów (norm), nieuznawania metod wykorzystujących te sygnały przez jednostki notyfikowane, muszą być one traktowane jako dodatkowe (uzupełniające) metody badań. 36 przegląd spawalnictwa 13/2012 prowadzone w wielu ośrodkach badania mają na celu wykazanie możliwości i ograniczeń wykorzystania efektu barkhausena i wmpr w diagnostyce [6÷11]. celem prezentowanych badań było porównanie rozkładów wielkości ilościowo opisujących szum barkhausena i wmpr w próbkach odkształconych plastycznie z zauważalnym lokalnym przewężeniem – szyjką. przeanalizowano również możliwość identyfikacji obszarów odkształconych plastycznie oraz oceny stopnia trwałej deformacji. metodyka badań badano próbki płytowe wykonane ze stali s235 i p265gh. geometrię próbek nieodkształconych plastycznie pokazano schematycznie na rysunku 1. początkowe struktury metalograficzne pokazano na rysunku 2 dla stali s235 oraz na rysunku 3 dla stali p265gh. w tablicy i zestawiono składy chemiczne badanych stali. próbki poddano procesowi rozciągania, który przerywano w momencie pojawienia się lokalnego przewężenia – szyjki. do pomiarów wmpr wykorzystywano magnetometr tsc-1m-4 z głowicą pomiarową tsc-2m dostarczony przez energodiagnostika co. ltd moscow. aparatura pomiarowa została wykalibrowana w polu magnetycznym ziemi do założonej wartości 40 a/m. pomiary natężenia pola magnetycznego wykonywano wzdłuż linii pomiarowej, której początkowa długość wynosiła 200 mm (rys. 1). mierzono trzy składowe wmpr na powierzchni próbki (rys. 1): – ht,x – składowa styczna mierzona w kierunku prostopadłym do kierunku rozciągania, – ht,y – składowa styczna mierzona w kierunku równoległym do kierunku rozciągania, – hn,z – składowa normalna. pomiary szumu barkhausena prowadzono za pomocą urządzenia meb4-c dostarczonego przez firmę mag-lab z gdańska z wykorzystaniem sondy stykowej (cewka magnesująca i pomiarowa w jednej obudowie). pomiary szumu barkhausena prowadzono w wybranych punktach leżących na linii pomiarowej. w każdym punkcie dokonywano dwóch pomiarów, dla dwóch kierunków magnesowania: – kierunku x – prostopadłego do osi obciążenia, – kierunku y – współosiowego z obciążeniem. rys. 1. próbka do badań fig. 1. sample for tests rys. 2. stal s235 – struktura ferrytu z niewielkimi obszarami drobnego poślizgu i drobnymi skoagulowanymi węglikami wewnątrz ziaren ferrytu. ziarna wydłużone w kierunku walcowania. zgład metalograficzny trawiony nitalem. pow. 1000x fig. 2. s235 steel ferritic structure with small areas of small slip and fine carbides within the grains of ferrite. grains elongated in the rolling direction, metallographic cross-section etched by nital. magn. 1000x rys. 3. stal p265gh – struktura ferrytu z obszarami perlitu drobnopłytkowego, widoczne nieregularne obszary ferrytu oraz perlitu, lokalnie również obszary ferrytu ze sferycznymi drobnymi węglikami. zgład metalograficzny trawiony nitalem. pow. 1000x fig. 3. p265gh steel ferritic structure of fine pearlite areas, visible irregular ferrite and pearlite areas, locally also areas with spherical ferrite fine carbides. metallographic cross-section etched by nital. magn. 1000x tablica i. skład chemiczny badanych stali (w %) table i. chemical composition of tested steels (in %) stal c si mn p s cr mo al ti v nb n ni cu p265gh ≤ 0,20 ≤ 0,40 0,80 do 1,40 max 0,025 max 0,015 ≤ 0,30 ≤ 0,08 max 0,020 max. 0,03 ≤ 0,2 ≤ 0,020 ≤ 0,012 ≤ 0,30 ≤ 0,30 s235 max 0,17 max 1,40 max 0,045 max 0,045 max 0,009 obciążenia obciążenia 100 µm 100 µm 37przegląd spawalnictwa 13/2012 wyniki badań i ich analiza analizowano podstawowe wielkości opisujące ilościowo szum barkhausena, takie jak wartość skuteczna napięcia urms,bn, energia ebn oraz liczba zliczeń nbn. skokowe zmiany struktury domenowej przy przemagnesowywaniu powodują lokalne zaburzenia indukcji magnetycznej. zaburzenia te są rejestrowane w cewce pomiarowej jako napięciowy szum barkhausena. liczba zliczeń nbn jest sumą wszystkich impulsowych zmian indukcji magnetycznej, zarejestrowanych w cewce pomiarowej jako impulsy o określonym poziomie napięcia. energia szumu barkhausena ebn zwana również jego intensywnością, jest zdefiniowana jako całka po czasie kwadratu napięcia impulsów ui. jest parametrem opisującym jedną wartością rozkład i napięcie impulsów w czasie trwania jednego cyklu przemagnesowywania t [12]. (1) rozkłady energii ebn, maksymalnych wartości skutecznych napięcia urms,bn oraz liczby zliczeń nbn przedstawiono dla stali s235 na rysunkach 4a÷4c, a dla stali p265gh na rysunkach 5a÷5c. rys. 4. wyniki pomiarów szumu barkhausena dla stali s235: a) rozkłady energii szumu barkhausena ebn, b) rozkłady maksymalnego napięcia skutecznego szumu barkhausena urms,bn, c) rozkłady liczby zliczeń impulsów szumu barkhausena nbn fig. 4. barkhausen noise measurement results for the s235 a) barkhausen noise energy distributions ebn b) the distribution of the maximum of barkhausen noise urms, bn, c) distributions of pulse counts of barkhausen noise nbn rys. 5. wyniki pomiarów szumu barkhausena dla stali p265gh, a) rozkłady energii szumu barkhausena ebn, b) rozkłady maksymalnego napięcia skutecznego szumu barkhausena urms,bn, c) rozkłady liczby zliczeń impulsów szumu barkhausena n,bn fig. 5. barkhausen noise measurement results for steel p265gh a) barkhausen noise energy distributions ebn b) the distribution of the maximum of barkhausen noise urms, bn, c) distributions of pulse counts barkhausen noise nbn a) a) b) b) c) c) 38 przegląd spawalnictwa 13/2012 analiza pomiarów wmpr obejmowała analizę rozkładów składowych wmpr oraz ich gradientów. gradienty zmian składowych wmpr wyznaczono poprzez aproksymację odcinkową wyników pomiarów funkcjami sklejanymi 3-go stopnia. wyniki dla stali s235 pokazano na rysunkach 6÷6c, dla stali p265gh na rysunkach 7a÷7c. w tablicy ii zestawiono wyniki analizy podanych wyżej wielkości w charakterystycznych strefach próbek, takich jak okolice zmiany przekroju oraz strefa szyjki. stwierdzono, że dla obydwu badanych stali w strefach zmiany przekroju występują maksima (globalne lub lokalne) większości (z wyłączeniem niektórych składowych wmpr) analizowanych wielkości. szyjka, czyli rys. 6. wyniki pomiarów wmpr dla próbki ze stali s235: a) rozkłady składowych wmpr, b) rozkłady gradientów ht,y oraz hn,z, c) rozkłady gradientów ht,x oraz h fig. 6. the wmpr measurement results for samples of s235 steel: a) the wmpr component distributions b) the distribution of gradients ht,y and hn,z, c) distribution of gradients ht, x and h rys. 7. wyniki pomiarów wmpr dla próbki ze stali p265gh: a) rozkłady składowych wmpr, b) rozkłady gradientów ht,y oraz hn,z, c) rozkłady gradientów ht,x oraz h fig. 7. the wmpr measurement results for the sample of p265gh steel: a) the wmpr component distributions b) the distribution of gradients ht,y and hn,z, c) distribution of gradients ht, x and h obszar lokalnego przewężenia, w którym nastąpiłoby zerwanie próbki, również wyróżnia się występowaniem globalnych lub lokalnych ekstremów rozkładów wielkości opisujących szum barkhausena. dla stali s235 są to maksima, natomiast dla stali p265gh minima wartości. na podstawie rysunków 4÷6 można wnioskować, że zróżnicowanie stopnia deformacji plastycznej najlepiej oddają energia szumu barkhausena ebn, liczba zliczeń nbn oraz gradienty składowych wmpr. czułość tych sygnałów diagnostycznych, zarówno wynikających z opisu ilościowego szumu barhausena, jak i opartych na pomiarach wmpr jest zbliżona. wcześniejsze badania wykazały że naprężenia czynne a) b) c) a) b) c) 39przegląd spawalnictwa 13/2012 tablica ii. analiza symptomów diagnostycznych w charakterystycznych miejscach próbek table ii. analysis of diagnostic symptoms in specific locations of samples sygnał miejsce występowania w stali s235 p265gh szyjka zmiana przekroju szyjka zmiana przekroju energia bn x – maksimum y – maksimum x – lokalne maksimum y – lokalne maksimum x – lokalne minimum y – brak x – maksimum y – maksimum urms,bn x – lokalne minimum y – maksimum x – lokalne maksimum y – lokalne maksimum x – lokalne minimum y – lokalne minimum x – maksimum y – maksimum liczba zliczeń x – lokalne maksimum (małe) y – maksimum x – maksimum y – lokalne maksimum x – lokalne minimum y – lokalne minimum (niewielkie) x – maksimum y – maksimum h zauważalna zmiana trendu składowych ht,y i hn,z wyraźne lokalne zaburzenie – ekstrema wartości zauważalna zmiana trendu składowych ht,y i hn,z wyraźne lokalne zaburzenie – ekstrema wartości grad h grad ht,x – lokalne maksimum grad ht,y oraz grad hn,z – wartości zbliżone do zera maksimum wszystkich gradientów lokalne maksima wszystkich gradientów grad ht,x, grad hn,z – lokalne maksimum grad ht,y – maksimum lepiej korelują z liczbą zliczeń dla wyższych wartości napięcia progowego [13]. natomiast relacja pomiędzy stopniem trwałej deformacji a liczbą impulsów jest zdecydowanie lepsza i występuje dla większego zakresu odkształceń oraz dla niższych napięć progowych. możliwe jest opracowanie relacji diagnostycznych służących do oceny stopnia deformacji na podstawie wielkości. na rysunku 8 pokazano przykładowe, opracowane w ramach badań przedstawionych w [13], zależności dla stali p265gh pomiędzy odkształceniem trwałym a liczbą zliczeń – rys. 8a oraz gradientem składowej normalnej – rys. 8b. w szumie barkhausena obszar deformacji plastycznej charakteryzuje się wyraźną anizotropią wszystkich analizowanych wielkości. możliwa jest również identyfikacja obszaru odkształconego plastycznie na podstawie wmpr. najlepszym parametrem jest w tym przypadku gradient składowej normalnej, który w obszarach odkształconych plastycznie przyjmuje wyraźnie wyższe wartości. rys. 8. przykładowe zależności pomiędzy odkształceniem trwałym a parametrami magnetycznymi: a) zależność pomiędzy odkształceniem trwałym ε a liczbą zliczeń nbn, b) zależność pomiędzy odkształceniem trwałym ε a gradientem składowej normalnej wmpr fig. 8. example of the relationship between the permanent set and magnetic parameters: a) relationship between permanent strain ε and the number of counts nbn, b) the relationship between permanent strain ε a normal component of the wmpr gradient podsumowanie przedstawiono wyniki pomiarów szumu barkhausena i własnego magnetycznego pola rozproszenia wmpr w próbkach odkształconych plastycznie. porównano rozkłady wielkości ilościowo opisujących szum barkhausena i wmpr. stwierdzono, że zróżnicowanie stopnia deformacji plastycznej dobrze oddają: energia szumu barkhausena ebn, liczba zliczeń nbn oraz gradienty składowych wmpr. czułość tych sygnałów diagnostycznych jest zbliżona. możliwe jest opracowanie ilościowych relacji diagnostycznych służących do oceny stopnia deformacji na podstawie ww. wielkości. opracowanie rzetelnych relacji diagnostycznych wymaga rozwiązania wielu problemów metrologicznych. są one związane z kształtem i wielkością elementu, stanem warstwy wierzchniej, strukturą oraz ogólnym stanem namagnesowania [13, 14]. a) b) 40 przegląd spawalnictwa 13/2012 literatura [1] jiles d.c.: theory of the magnetomechanical effect, j. phys. d: appl. phys., 28 (1995) s. 1537-1546. [2] deputat j.: podstawy metody magnetycznej pamięci metalu. dozór techniczny 5/2002 s. 97-105. [3] dubow a.a.: principal features of metal magnetic memory method and inspection tools as compared to known magnetic ndt methods. wcndt 2004, montreal canada, http://www. ndt.net/article/wcndt2004/papers/359.ntm. [4] roskosz m. gawrilenko p.: analysis of changes in residual magnetic field in loaded notched samples, ndt&e international 41 (2008) s. 570-576. [5] roskosz m.: wpływ naprężeń czynnych i resztkowych na własne pole magnetyczne ferromagnetyków, przegląd spawalnictwa 13/2011, s. 46-49. [6] roskosz m., bieniek m.: evaluation of residual stress in ferromagnetic steels based on residual magnetic field measurements ndt&e international 45 (2012), s. 55-62. [7] roskosz m.: feasibility of stress state assessment on the grounds of measurements of the residual magnetic field strength of ferromagnetics, electromagnetic nondestructive evaluation (xiv). chady t., gratkowski s., takagi t., udpa s., (eds studies in applied electromagnetics and mechanics 35, ios press, 2011, s. 339-47. [8] żurek z.h.: magnetic contactless detection of stress distribution and assembly defects in constructional steel element, ndt&e international 38 (2005) s. 589-595. [9] mierczak l.l., jiles d.c., fantoni g.: a new method for evaluation of mechanical stress using the reciprocal amplitude of magnetic barkhausen noise ieee transactions on magnetics, vol. 47, no. 2, 2011, s. 459-65. [10] piotrowski l., augustyniak b., chmielewski m, tomáš i.: the influence of plastic deformation on the magnetoelastic properties of the csn12021 grade steel, journal of magnetism and magnetic materials 321 (2009) 2331-2335 [11] stupakov o., takagi t., uchimoto t.: alternative magnetic parameters for characterization of plastic tension, ndt&e international 43 (2010), s. 671-676. [12] white s., krause t., clapham l.: quantitative analysis of surface barkhausen noise measurements, review of quantitative nondestructive evaluation. vol. 27, ed. by d.o. thompson and d. e. chiment, 2008 american institute of physics. [13] roskosz m., fryczowski k.: możliwości wykorzystania zmian właściwości magnetycznych do oceny stanu wytężenia stali kotłowych na przykładzie stali p265gh, 4 konferencja naukowo-techniczna “diagnostyka materiałów i urządzeń technicznych”, gdańsk 2012. [14] roskosz m., bieniek m.: opracowanie i weryfikacja metody oceny naprężeń resztkowych i-rzędu dla próbek ze stali kotłowej 16mo3, 4 konferencja naukowo-techniczna „diagnostyka materiałów i urządzeń technicznych”, gdańsk 2012. w następnym numerze andrzej oneksiak, tadeusz sarnowski, paweł cegielski, andrzej kolasa, dariusz golański transfer innowacyjnych rozwiązań konstrukcyjnych w przemysłowych urządzeniach do automatyzacji procesów spawalniczych jarosław grześ wymiar fraktalny gradientowej warstwy pośredniej al2o3-cr zbigniew mirski, dawid majewski lutowność tytanu w warunkach płomieniowego lutowania twardego pod osłoną topnika j. zimmerman, d. golański, t. chmielewski, w. włosiński model obliczeniowy do analizy naprężeń własnych w układzie powłoka-podłoże podczas nanoszenia powłok metodami termicznymi krzysztof skrzyniecki, cegielski paweł, andrzej kolasa, paweł kołodziejczak charakterystyki statyczne nowoczesnych urządzeń do spawania łukowego marcin winnicki, aleksandra małachowska, andrzej ambroziak badania numeryczne tworzenia metodą lpcs powłoki z cyny na podłożu aluminiowym ps 001 2016 www.pdf 115przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 badanie kompozytowych konstrukcji lotniczych  z wykorzystaniem metod fuzji danych dla zobrazowania  uszkodzeń i analizy sygnałowej inspection of composite aerospace structures with use of data fusion for damage visualization and signal analysis ppłk  dr  inż.  krzysztof  dragan;  dr  michał  dziendzikowski;  mgr.  inż.  marek  chalimoniuk  – instytut techniczny wojsk lotniczych;  mgr  inż.  angelika  wronkowicz  – politechnika śląska; krzysztof  goździcki – ndt-net sp. z o.o.; ppłk dr hab. inż. andrzej leski – wojskowa akademia techniczna. autor korespondencyjny/corresponding author: krzysztof.dragan@itwl.pl streszczenie w pracy zaproponowano sposób trójwymiarowego zobrazowania uszkodzeń elementów kompozytowych, z wykorzystaniem sekwencji ultradźwiękowych skanów b, który może być pomocny w badaniach nieniszczących. zaproponowaną metodę zaprezentowano na przykładzie ultradźwiękowego badania próbki wykonanej kompozytu epoksydowego wzmocnionego włóknem węglowym, w której wprowadzono uszkodzenia udarowe bvid. wizualizacja 3d uszkodzenia, polegająca na agregacji sekwencji skanów w trybie b w postaci tensora oraz progowej filtracji poszczególnych elementów 3d, pozwala m.in. na zwymiarowanie uszkodzeń i określenie głębokości ich zalegania. dzięki niskiemu kosztowi obliczeniowemu, metoda ta może być zastosowana w badaniach ultradźwiękowych w trybie czasu rzeczywistego, dając operatorom dodatkowe narzędzie zwiększające jakość uzyskiwanych wyników. słowa  kluczowe: kompozyty; badania ultradźwiękowe; analiza obrazu abstract the paper presents an approach to 3d reconstruction of a sequence of ultrasonic b-scans for the purpose of aiding nondestructive testing of composites. for testing the algorithm, the results of ultrasonic testing of carbon fiber reinforced polymer specimen with barely visible impact damage was used. 3d visualisation of damage based on image thresholding and volume rendering facilitates interpretation of ultrasonic data and can be useful in precise assessment of a flaw size and its depth. owing to the low computational complexity of the proposed algorithm it could be applied during real-time ultrasonic inspections of composite structures. keywords:  composites; ultrasonic inspection; image processing wstęp materiały kompozytowe dzięki ich licznym zaletom są szeroko rozpowszechnione w różnych gałęziach przemysłu. cechują się one dużą wytrzymałością przy relatywnie niewielkiej masie, co pozwala stosować je m.in. w produkcji komponentów statków powietrznych, kadłubów łodzi, czy przemyśle motoryzacyjnym. jednakże są one podatne na powstawanie uszkodzeń, zarówno w trakcie produkcji jak również w trakcie ich eksploatacji, o charakterze odmiennym od spotykanym dotąd przy zastosowaniu stopów metali. do głównych uszkodzeń i defektów kompozytów należą: porowatość, wtrącenia ciał obcych, rozwarstwienia czy odklejenia. w celu detekcji większości z wyżej wymienionych uszkodzeń konieczne jest stosowanie czasochłonnych i zaawansowanych metod badań nieniszczących. jednym krzysztof dragan, angelika wronkowicz, michał dziendzikowski, marek chalimoniuk, krzysztof goździcki, andrzej leski przeglad welding technology review rys. 1. uszkodzenie bvid w kompozycie cfrp [1] fig. 1. bvid in the cfrp composite [1] 116 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 z rodzajów uszkodzeń, często napotykanych w eksploatacji elementów kompozytowych są uszkodzenia powstałe wskutek udarów o niskich energiach. uszkodzenia te są niemal niewidoczne na powierzchni elementu, skąd wywodzi się ich angielski termin bvid – barely.visible.impact.damage (rys. 1), powodują jednak powstanie sieci pęknięć matrycy oraz rozwarstwień wewnątrz elementu, co może doprowadzić do znacznego zmniejszenia ich wytrzymałości. materiały kompozytowe są również stosowane do budowy elementów statków powietrznych przenoszących znaczne obciążenia. z tego względu wymagana jest ich regularna diagnostyka oraz odpowiednio wczesne wykrycie uszkodzeń, np. typu bvid, w celu zapobiegnięcia zdarzeniom katastroficznym. jedną z metod, które są często stosowane do diagnostyki elementów wykonanych z materiałów kompozytowych jest metoda ultradźwiękowa (ut) [2÷10]. przykładowy schemat badania ultradźwiękowego przedstawiony został na rysunku (rys. 2). głowica pomiarowa, której elementem aktywnym jest przetwornik piezoelektryczny umożliwiający wzajemne przekształcanie przyłożonego doń napięcia elektrycznego u oraz jego odkształceń, generuje w badanym elemencie falę sprężystą. najczęściej wykorzystywane są fale podłużne o częstotliwościach w zakresie 1-5 mhz. w przypadku badania jednym przetwornikiem w tzw. trybie pulse-echo w zarejestrowanym na przetworniku przebiegu czasowym napięcia, tzw. skanie a, wyróżnić można co najmniej dwie składowe (rys. 2): – sygnał wejściowy pochodzący od odbicia wzbudzonej fali sprężystej od powierzchni do której przyłożono głowicę ultradźwiękową; – tzw. echo od dna związane z odbiciem fali sprężystej od przeciwległej powierzchni badanego elementu. rys.  2. schematyczne przedstawienie sygnału rejestrowanego przez głowicę ultradźwiękową [11] fig. 2. schematic view of the ultrasonic signal collected in the ultrasonic transducer [11] rys. 3. przykłady zobrazowania wyników badań ultradźwiękowych [12] fig. 3. examples of ultrasonic data visualization [12] uszkodzeń umożliwia tzw. zobrazowanie w trybie c (rys. 3). powstaje ono w wyniku przetwarzania skanów a zarejestrowanych dla zadanego obszaru badanego elementu. barwa obrazu w danym punkcie uzależniona jest od szczegółów przebiegu czasowego sygnału zarejestrowanego przez sondę ultradźwiękową umieszczoną w tym punkcie. opis badania badania przeprowadzono na próbce kompozytu węglowego cfrp, wzmocnionego włóknem węglowym o osnowie epoksydowej. próbkę o wymiarach 100 x 150 x 4 mm, wykonano z 32 warstw laminatu mtm45-1 o symetrycznym ułożeniu warstw w sekwencji [0, 45, 90, -45]s (rys. 4). rys. 4. widok próbki cfrp fig. 4. cfrp specimen visualization próbkę poddano uderzeniu o energii 30 j, które spowodowało powstanie uszkodzenia bvid. badania ultradźwiękowe przeprowadzono z zastosowaniem skanera flawinspecta. głowica urządzenia zawiera 128 elementów aktywnych, co umożliwia aktywne formowanie wiązki ultradźwiękowej w zakresie częstotliwości 1-15 mhz. badanie wykonano w częstotliwości 5 mhz. przykładowe rezultaty badania ultradźwiękowego w formie ciągu zobrazowania w trybie b próbki przedstawiono poniżej (rys. 5). rys. 5. przykładowy układ wyników w zobrazowaniu w trybie b fig. 5. exemplary b-scans result of the ultrasonic inspection jeżeli sonda znajduje się bezpośrednio nad uszkodzeniem, na skanie a wyróżnić można dodatkowo sygnału pochodzący od fali odbitej od niego (rys. 2). położenie dodatkowego echa sygnału pozwala uzyskać informację o głębokości na której znajduje się uszkodzenie pod badaną powierzchnią. istotne informacje uzyskać można również z wartości amplitudy oraz fazy echa sygnału. złożenie skanów a zarejestrowanych wzdłuż wybranej ścieżki przesuwu przetwornika, pozwala uzyskać tzw. skan w trybie b umożliwiający zobrazowanie przekroju danego elementu wzdłuż tej drogi (rys. 3). każdy ze skanów a tworzy jedną linię przekroju, wzdłuż której intensywność kolorów skanu w trybie b zależy od amplitudy sygnału w poszczególnych chwilach czasu (rys. 2). wymiarowanie zobrazowanie 3d uszkodzeń   na podstawie fuzji danych rezultaty badania próbki (zobrazowanie w trybie b) przedstawiają ultradźwiękowy obraz kolejnych przekrojów próbki. na poszczególnych obrazach wyróżnić można zarówno echa od dna, jak również składowe sygnału pochodzące od odbi117przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 cia fali sprężystej od uszkodzeń (rys. 6). informacja niesiona przez poszczególne skany b, została zagregowana w formie macierzy 3d (rys. 7(a)). takie przedstawienie wyników badania umożliwia wstępną wizualizację 3d uszkodzenia. zastosowanie filtrów progowych dla wartości intensywności poszczególnych pikseli zawartych w zagregowanej macierzy 3d postaci: gdzie t jest tzw. progiem filtracji, pozwala uzyskać mapę obszarów (rys. 7(b)), dla których wystąpiło odbicie fali sprężystej, czyli brzegów próbki oraz uszkodzeń. próg jest analogiczny do klasycznego kryterium filtracji sygnału przy zobrazowaniu w trybie c głębokości zalegania uszkodzeń – należy wówczas określić minimalną wartość amplitudy sygnału, która jest uważana za odbicie od uszkodzenia. próg ten jest zazwyczaj dobierany indywidualnie w zależności od warunków wykonywania badania, w tym rodzaju materiału, zastosowanych głowic, czy poziomu szumu pomiarowego. po zastosowaniu filtracji, w zobrazowaniu 3d (rys. 7(b)) widoczne jest uszkodzenie bvid oraz płaszczyzny brzegowe próbki. po usunięciu bloków macierzy odpowiadających odbiciom od płaszczyzn próbki, możliwe jest zobrazowanie 3d fali rozproszonej na uszkodzeniu. operacja ta odpowiada filtracji czasowej sygnału, którą można uzyskać za pomocą odpowiedniej konfiguracji urządzenia skanującego. rys. 6. składowe sygnału dla przykładowego zobrazowania w trybie b fig. 6. data components of the exemplary image in the b-scan a) b) rys. 7. trójwymiarowe złożenie danych w trybie b: (a) macierz 3d przed filtracją oraz (b) macierz 3d po filtracji fig. 7. 3d data compound in the b-scan: (a) 3d non filtered matrix and (b) 3d filtered matrix podsumowanie w pracy przedstawiono sposób agregacji danych uzyskanych podczas ultradźwiękowego badania uszkodzeń bvid elementów kompozytowych. przedstawiona metoda charakteryzuje się niskim kosztem obliczeniowym, więc może być zastosowana w trybie czasu rzeczywistego. rekonstrukcja 3d urządzenie ułatwia operatorom jego dokładne zwymiarowanie, może być ponadto pomocna w opracowaniu strategii naprawy takiego uszkodzenia. literatura [1] l. ilcewicz, cs&ta federal aviation administration, 2006. [2] j.r. davis, asm handbook: nondestructive evaluation and quality control,vol.17. asm international, 1989. [3] j. deputat, s. mackiewicz, j. szelążek: problemy i techniki nieniszczących badań materiałów: wybrane wykłady. biuro gamma, 2007. [4] a. lewińska-romnicka: badania nieniszczące: podstawy defektoskopii, wydawnictwa naukowo-techniczne, 2001. [5] a. śliwiński: ultradźwięki i ich zastosowania, wydawnictwa naukowotechniczne, 2001. [6] a. katunin, k. dragan, m. dziendzikowski: damage identification in aircraft composite structures: a case study using various non-destructive testing techniques, composite structures, vol. 127, pp. 1-9, 2015. [7] i. pelianov, l. ambrozinski, a. khomenko, e. koricho, g. cloud, m. haq, m. o’donnell: high resolution imaging of impacted cfrp composites with a fiber-optic laser-ultrasound scanner. photoacoustics, 2016. [8] k. dragan, m. dziendzikowski, a. leski.: bezpośrednia diagnostyka kompozytowych elementów lotniczych z wykorzystaniem struktur inteligentnych. przegląd spawalnictwa, vol. 87(12), 2015. [9] r. kaczmarek: analiza dokładności wyznaczenia położenia nieciągłości punktowych w badaniach ultradźwiękowych z wykorzystaniem głowic podwójnych. przegląd spawalnictwa, vol. 87(10), 2015. [10] c. xu, h. wang: ultrasonic fields and inspection of composites, przegląd spawalnictwa, vol. 85(12), 2013. [11] ndt resource center, http://www.ndt-ed.org/ [12] olympus ims, http://www.olympus-ims.com/ rys. 8. zobrazowanie 3d uszkodzenia uzyskane na podstawie złożenia zobrazowania w trybie b fig. 8. 3d data visualization based on b-scan data compound ps 5 2018 www str 86 przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 próba kommerella, a wytyczne sep 1390:1996 the kommerell test, and the guidelines of sep 1390:1996 mgr inż. jakub kozłowski – politechnika częstochowska. autor korespondencyjny/corresponding author: kuba.kozlowski@o2.pl streszczenie w artykule przedstawiono porównanie prób oceny spawalności według próby kommerella oraz wytycznych sep 1390. celem podjętego tematu było porównanie przygotowania próbek, przebiegu badania, a także analizy wyników próby kommerella oraz próby wg wytycznych sep 1390 do oceny spawalności materiałów konstrukcyjnych. słowa kluczowe: próba kommerella; próba sep1390:1996; spawalność; własności materiałów konstrukcyjnych abstract the article presents a comparison of weldability assessment samples according to the kommerell sample and sep 1390 guidelines. the aim of the topic was to compare sample preparation, test run and analysis of kommerell test results and sep 1390 sample to assess the weldability of con struction materials. keywords: kommerell’s test; sep 1390:1996 test; weldability; properties of construction materials wstęp jedną z podstawowych właściwości materiałów stosowanych na konstrukcje spawane jest spawalność. właściwość ta nabiera szczególnej wagi w przypadku elementów grubościennych. spawalność jest właściwością materiału poddawanego spawaniu, ale wymaga oceny wielu czynników. na spawalność wpływ ma zarówno metoda, jak i technologia spawania, stosowane materiały dodatkowe oraz rozwiązania konstrukcyjne. zagadnienie spawalności jest szerokim zagadnieniem, które ciężko ująć w jednej definicji. poniżej przykłady definicji spawalności: – definicja wg komitetu technicznego iso/tc44 z 1953 r.: „uważa się, że materiał metaliczny jest spawalny w żądanym stopniu za pomocą określonej metody i dla danego rodzaju konstrukcji, jeśli nadaje się – przy użyciu środków ostrożności, odpowiadających temu stopniowi – do wykonania połączeń między dwoma elementami. połączenia te mają zapewnić ciągłość metaliczną, a więc utworzyć złącza spawane, które przez swe cechy lokalne i następstwa ogólne ich obecności, spełniają żądane wymagania będące podstawą ich oceny”. w 1967 r. została ona wprowadzona do zaleceń iso/r581 [1]. – spawalność wg pn-en 1090-1+a1:2012 to „jakość materiału stali lub aluminium, umożliwiająca skuteczne ich łączenie z zastosowaniem kwalifikowanej technologii spawania” [2]. – spawalność wg międzynarodowego instytutu spawalnictwa „uważa się, że materiał metaliczny jest spawalny w danym stopniu, przy użyciu danej metody spawania i w danym przypadku zastosowania, gdy pozwala, przy uwzględnieniu odpowiednich dla danego przypadku jakub kozłowski przeglad welding technology review środków ostrożności, na wykonanie złącza pomiędzy elementami łączonymi z zachowaniem ciągłości metalicznej oraz utworzenie złącza spawanego, które poprzez swe właściwości lokalne i konsekwencje ogólne zadość uczyni wymogom żądanym i przyjętym za warunki odbioru” [1]. w celu praktycznej oceny spawalności materiału wykorzystuje się metody analityczne (wzory obliczeniowe), badania symulacyjne (z zastosowaniem symulatorów cykli cieplnych) oraz próby technologiczne. próby technologiczne wykorzystywane są również do weryfikacji metod analitycznych. próby te związane są często ze zjawiskami pękania i skłonnością materiału do pęknięć. przykładem takich prób mogą być: próba krzyżowa, próba cts, próba cod, próba tekken, próba kommerella, próba sep 1390. przedmiotem niniejszego opracowania jest porównanie prób: kommerella i sep 1390:1996. próba kommerella próba kommerella jest jedną z najwcześniej stosowanych prób badania spawalności. weryfikuje czy zaprojektowane złącze spawane będzie w stanie zatrzymać powstające pęknięcia. badanie można wykonać dla płyty o grubości od 20 do 50 mm. płytę próbną wycina się z arkusza blachy zgodnie z kierunkiem walcowania. szerokość badanej płyty wynosi 200 mm natomiast długość płyty oraz długość napoiny jest funkcją grubości płyty. długość płyty wyznaczana jest z funkcji l = 12 g (gdzie g jest grubością materiału badanego). długość napoiny wyznaczana jest z funkcji doi: http://dx.doi.org/10.26628/ps.v90i5.904 87przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 rys. 1. schemat próbki kommerella fig. 1. scheme of kommerell’s sample rys. 2. przygotowanie próbki do gięcia fig. 2. preparation of the sample for bending rys. 3. przykładowy pozytywny wynik próby kommerella o grubości 40 mm po zginaniu o kąt 40° fig. 3. an exemplary positive result of the kommerell’s test with a thickness of 40 mm after bending by 40° tablica ii. minimalne, dopuszczalne kąty gięcia w zależności od grubości badanego materiału table  ii. minimum, acceptable bending angles depending on the thickness of the material being tested tablica iii. wymiary próbki wg sep 1390 w zależności od grubości badanego materiału table iii. the dimensions of the sample according to sep 1390 depending on the thickness of the material being tested tablica i. wymiary próbek kommerella w zależności od grubości badanego materiału table i. the dimensions of kommerell’s samples depending on the thickness of the material being tested ln = 6g (gdzie g jest grubością materiału badanego). na rysunku 1 przedstawiono wymiary płyty próbnej. na powierzchni płyty wykonuje się rowek o promieniu r = 4 mm (rys. 1). w wykonanym rowku wykonuje się napoinę przy użyciu materiału dodatkowego dobranego do danego gatunku stali. szerokość napoiny powinna wynosić 10÷12 mm. w tabeli i przedstawiono wymagania wymiarowe próbek w zależności od jej grubości. próbę uważa się za pozytywną jeśli przy uzyskaniu kąta gięcia (wg tabl. ii) na próbce nie pojawiły się pęknięcia i próbka nie uległa złamaniu [3,4]. próba sep 1390:1996 próba sep 1390:1996 przeznaczona jest do badań materiałów o minimalnej granicy plastyczności 235÷355 n/mm2 o minimalnej grubości od 30 mm. płyta próbna powinna być wycięta z arkuszu blachy zgodnie z kierunkiem jej walcowania. dopuszczalne jest również pobranie próbki w kierunku prostopadłym do kierunku walcowania. wymiary próbki, długość i szerokość uzależnione są od grubości materiału. sposób doboru wymiarów podano w tablicy iii i na rysunku 4. grubość g, mm długość l, mm szerokość   bp, mm długość napoiny  ln, mm promień rowka  r, mm rozstaw podpór  lp, mm średnica   trzpienia øt, mm 20 240 200 120 4 120 60 30 360 200 180 4 180 90 40 480 200 240 4 240 120 50 600 200 300 4 300 150 badanie polega na zginaniu napawanej płyty. próbkę układa się na podporach o średnicy ø 100 mm. odległość między podporami lp oraz średnica trzpienia gnącego øt są również powiązane z grubością materiału i wynoszą odpowiednio: odległość miedzy podporami lp = 6g, średnica trzpienia øt = 3g. schemat układu do wykonania próby przedstawiono na rysunku 2. płytę należy ułożyć napoiną w stronę podpór, aby podczas zginania napoina ulegała rozciąganiu. zginanie prowadzi się aż do złamania badanej próbki. podczas badania należy obserwować i zarejestrować kąt, przy którym powstaje pierwsze pęknięcie. minimalne, dopuszczalne kąty gięcia, w zależności od grubości materiału przedstawiono w tablicy ii. podczas próby należy również zarejestrować kąt, przy którym próbka ulegnie zniszczeniu. po złamaniu próbki należy ocenić charakter przełomu. jeśli pęknięcie ma charakter kruchy, należy uznać, że materiał jest trudno spawalny. próbę można wykonywać również w obniżonej lub podwyższonej temperaturze gięcia, aby określić krytyczną temperaturę przejścia w stan kruchy materiału badanego [1,3]. grubość g, mm 20 30 40 50 minimalny kąt gięcia, ° 60 50 40 30 grubość  g [mm] długość  lp [mm] szerokość  bp [mm] długość napoiny  (min.) ln [mm] 30 ≤ g ≤ 35 410 200 175 35 < g ≤ 40 440 200 190 40 < g ≤ 45 470 200 220 45 < g ≤ 50 500 200 220 g > 50 500 200 220 88 przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 rys. 4. wymiary próbek wg normy sep 1390 fig. 4. preparation of the sample by sep 1390 rys. 5. napoina na odcinku badanym fig. 5. weld on the test section rys. 6. schemat badania wg wytycznych próby sep 1390 fig. 6. test scheme according to sep 1390 test guidelines rys. 7. przykładowy pozytywny wynik próby sep 1390 fig. 7. an example of a positive result of the sep 1390 test rys. 8. przełom płyty z negatywnym wynikiem próby sep 1390 fig. 8. breakthrough of the plate with a negative result of the sep 1390 test tablica iv. średnica podpór i trzpienia oraz odległość podpór od siebie table iv. diameter of supports and bolts and distance between supports grubość   g, mm średnica  trzpienia d, mm odległość  podpór lf, mm średnica  podpór d, mm 30 ≤ g ≤ 35 105 190 ≥ 50 35 < g ≤ 40 120 220 40 < g ≤ 45 135 250 45 < g ≤ 50 150 280 g > 50 150 208 jeśli badany materiał posiada grubość większą niż 50 mm próbkę należy obrobić z jednej strony, aby jej grubość wynosiła 50 mm. wzdłuż próbki należy wyfrezować rowek o promieniu 4 mm. położenie rowka przedstawione jest na rysunku 4. w przypadku próbek obrabianych po grubości, rowek należy wykonać po nieobrabianej stronie płyty. próbkę napawa się łukowo, elektrodą o grubej rutylowej otulinie (rr) wg en 499 o średnicy 5 mm. długość napoiny należy wykonać, wg tablicy iii, a jej położenie wg rysunku 4. wysokość nadlewu napoiny powinien wynosić ok. 1 mm. ścieg należy być wykonany za jednym przejściem bez przerywania. przykład wykonanej napoiny przedstawiono na rysunku 5. badanie kończy się, jeżeli podczas gięcia próbka uzyska minimalny kąt 60° lub wcześniej zostanie złamana. wynik pozytywny uzyskiwany jest, gdy przynajmniej jedno pęknięcie powstałe w napoinie przejdzie do materiału próbki i zostanie zatrzymane przez materiał badany. przykład zaznaczono na rysunku 7. uzyskany wynik określa się jako negatywny, jeżeli próbka zostanie złamana przed osiągnięciem kąta 60°. próbki ze stali innych niż walcowane termomechanicznie uważa się za złamane (przykład na rys. 8), jeśli odległość pomiędzy środkiem ściegu napoiny i końcem pęknięcia jest większa niż 80 mm. próbki ze stali walcowanych termomechanicznie uważa się za złamane, jeśli pęknięcie osiągnie krawędź próbki. badanie polega na zginaniu napawanej płyty. próbkę układa się na podporach o średnicy min 50 mm. odległość między podporami oraz średnicę trzpienia gnącego dobiera się wg tablicy iv. próbkę układa się w taki sposób, aby napoina znajdowała się w strefie rozciągania. schemat układu do wykonania próby przedstawiono na rysunku 6. zginanie prowadzi się jednostajnie aż do osiągnięcia kąta, co najmniej 60°. wnioski  – pomimo podobieństw w przygotowaniu próbek i przeprowadzeniu badań, prób wg kommerella i wytycznych sep 1390 nie należy ze sobą utożsamiać. – z wykorzystaniem próby kommerella można określić czy zaprojektowane złącze spawane będzie odporne na powstanie i rozwój pęknięć. jeżeli po osiągnięciu kąta gięcia 60° nie pojawiły się żadne pęknięcia, lub pęknięcia, które powstały w napoinie nie dotarły do linii wtopienia, próbę uznaje się za nieważną. w takim przypadku badanie należy powtórzyć na kolejnej płycie. jeżeli próba dla badanego materiału wypadła negatywnie należy materiał wykluczyć lub pobrać dwie nowe próbki materiału z tej samej partii kontrolnej i poddać je badaniom. obydwie próbki muszą spełnić wymagania [4÷8]. 89przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 literatura [1] jakubiec m., lesiński k., czajkowski h.: technologia konstrukcji spawanych, wydawnictwo naukowo-techniczne, warszawa, 1980. [2] pn-en 1090-1+a1:2012 wykonanie konstrukcji stalowych i aluminiowych – część 1: zasady oceny zgodności elementów konstrukcyjnych [3] butnicki s.: spawalność i kruchość stali, wydawnictwo naukowo-techniczne, warszawa, 1979. [4] kozłowski j.: ocena spawalności materiałów wg próby kommerella i sep 1390, praca dyplomowa pod kierownictwem dr. inż. r. krawczyka, politechnika częstochowska, częstochowa 2014. [5] krawczyk r., kozłowski j.: ocena spawalności grubościennych materiałów na przykładzie próby sep 1390, biuletyn instytutu spawalnictwa, r 60 nr 3, 2016, s. 56-60. [6] krawczyk r., kozłowski j.: analiza wpływu zmian geometrii napoiny na przebieg próby sep 1390, biuletyn instytutu spawalnictwa, r 60 nr 4, 2016, s. 72-76. 10.17729/ebis.2016.4/8 [7] sep 1390:1996 [8] pakos r.: technologiczna próba spawalności według abv-sep 1390, przegląd spawalnictwa, 4, 2013, s. 14-17. 10.26628/ps.v85i4.262 – próba wg wytycznych sep 1390, w którym ułożona napoina jest generatorem pęknięć, pozwala na określenie czy badany materiał będzie w stanie zatrzymać rozwijające się pęknięcia. – w próbie kommerella za wynik pozytywny uznaje się próbkę, w której podczas zginania do wymaganego minimalnego kąta nie powstanie żadne pęknięcie. natomiast w próbie wg wytycznych sep 1390 taki wynik ocenia się jako próba nieważna. – zginanie w próbie kommerella prowadzi się aż do złamania próbki, przy czym należy sprawdzić, czy przy wymaganym minimalnym kącie nie powstały pęknięcia. natomiast próbę wg wytycznych sep 1390 prowadzi się do uzyskania kąta gięcia 60° i próbę poddaje się ocenie. – ze względu na możliwość wystąpienia wyniku negatywnego próby, najkorzystniej, z punktu widzenia wytwórcy konstrukcji, jest zamówienie materiału z próbą przeprowadzoną przez dostawcę lub hutę, a fakt przeprowadzenia takowej próby i jej wynik powinien być umieszczony na protokole z badań lub świadectwie odbioru (ateście). – przeprowadzenie próby po zakupie stali przez wytwarzającego konstrukcję, w przypadku negatywnego jej wyniku, może narazić wytwórcę na straty spowodowane niemożliwością zastosowania zakupionego materiału. – zamawiając materiał należy określić wcześniej wszystkie niezbędne wymagania jakościowe oraz kontrolować ich spełnienie przy dostawie. 201210_pspaw.pdf 7przegląd spawalnictwa 10/2012 andrzej ignasiak andrzej ambroziak analiza technologii spawania laserowego materiałów trudnospawalnych analysis of the laser welding technology  of poorly weldable materials mgr inż. andrzej ignasiak, dr hab. inż. andrzej ambroziak, prof. pwr. – politechnika wrocławska. streszczenie w artykule przedstawiono wyniki badań nieniszczących, metalograficznych oraz pomiary mikrotwardości złączy korpusu z żeliwa sferoidalnego spawanego laserowo. na podstawie badań stwierdzono, że techniki spawania laserowego mogą być z powodzeniem stosowane w przemyśle motoryzacyjnym, ponieważ mogą zapewnić wysokie wymagania stawiane konstrukcjom spawanym, przy jednoczesnym zachowaniu wysokiej wydajności. udowodniono, że proces spawania żeliwa, które jest materiałem powszechnie uznawanym za trudnospawalne, przy odpowiednim doborze metody oraz parametrów spawania laserowego, można realizować. potwierdzono tym samym przydatność techniki spawania laserowego z materiałem dodatkowym o wysokiej zawartości niklu, nadającego spoinie plastyczność, przy jednoczesnym obniżeniu twardości, ograniczeniu występowania pęknięć i porowatości w złączach. stwierdzono słuszność zastosowania gazu osłonowego helu, który dzięki swoim właściwościom ochronnym pozwala uzyskać najlepszą jakość spoin dla materiałów trudnospawalnych. mikrostruktura materiału rodzimego składa się z ferrytu, perlitu oraz wydzieleń grafitu kulkowego. mikrostruktura złącza spawanego potwierdziła występowanie kruchych martenzytycznych obszarów w strefie wtopienia i strefie wpływu ciepła. prowadzi to do uzyskania wysokiej twardości materiału, przy jednoczesnym spadku udarności. wstęp zastosowanie technologii laserowych ze względu na bardzo konkurencyjne właściwości emitowanej wiązki laserowej jest dość powszechne. lasery znalazły powszechne zastosowanie w tak różnych dziedzinach jak medycyna, fizyka, motoryzacja, rozrywka, wojsko, inżynieria materiałowa, telekomunikacja i wiele innych. technologiczna obróbka materiałów jest jednym z głównych zastosowań technik laserowych. operacje technologiczne realizowane za pomocą promieniowania laserowego można nazwać zaawansowanymi, ze względu na ich wysoką precyzję i bezkontaktową obróbkę. chęć stosowania laserów wynika z możliwości abstract the results of non-destructive testing, metallographic, and microhardness measurements of housing joints made of ductile iron joined by laser-welding have been presented in the paper. based on extensive research it has been discovered, that the laser welding technique can be successfully used in the automotive industry, and thanks to its unique properties, are able to provide the high demands of welded constructions, while maintaining high efficiency of the process. it has been proven, that the process of welding of cast iron, which is a material commonly considered to be difficult weldable, with the appropriate selection of method and laser welding parameters can be easily performed. thus it was confirmed the usefulness of laser welding techniques with filler material, enriched with a high content of nickel, which causes plasticity of the weld, while reducing hardness, cracks and porosity in the joints. it was also discovered that using helium as the shielding gas improves the laser welding process, because its competitive protective properties, allows to obtain the best quality of welds for materials which weldability is difficult. microstructure of base material consists of ferrite, perlite and secreted nodular graphite, while the microstructure of the joints confirmed the presence of brittle martensitic areas inside fusion zone and heat affected zone. 8 przegląd spawalnictwa 10/2012 uzyskania wysokiej koncentracji energii wiązki laserowej. techniki laserowe wykorzystywane są tym intensywniej, im wyższe są wymagania stawiane konstrukcjom i im wyższej wydajności żąda się przy produkcji tych konstrukcji. w wielu przypadkach laser jest jedynym możliwym do zastosowania narzędziem w procesach spawania, cięcia, znakowania i mikroobróbki [1÷3]. spawanie laserowe polega na stapianiu brzegów łączonych przedmiotów w wyniku doprowadzenia do tego obszaru skoncentrowanej wiązki światła. w miejscu zogniskowania wiązki laserowej następuje intensywne, miejscowe nagrzanie, stopienie i częściowe odparowanie materiału. dzięki wyjątkowym właściwościom promieniowania laserowego, takim jak: mały kąt rozbieżności wiązki, monochromatyczność oraz spójność, istnieje możliwość silnego skupienia promieniowania i osiągnięcie koncentracji energii dochodzącej nawet do 107 w/cm2 w określonym obszarze [4]. spawanie laserowe stanowi jedno z głównych zastosowań laserów w technologicznej obróbce materiałów. stało się tak na przestrzeni dwóch ostatnich dziesięcioleci ze względu na jego właściwości: małą ilość i wysoką precyzję wprowadzanego ciepła do materiału, a także uniwersalność i łatwość automatyzacji. łączyć można większość metali i ich stopów oraz tworzywa sztuczne, wykonując różnorodne typy złączy w dowolnej pozycji. poziom gęstości mocy i jakość wiązki, jakie współcześnie oferują dostępne na rynku specjalistyczne i uniwersalne urządzenia, pozwala efektywnie i z dużą wydajnością łączyć elementy wielkogabarytowych konstrukcji o grubości ścianki dochodzącej do kilkudziesięciu milimetrów, jak i stosować lasery do spawania i mikroobróbki elementów o grubości setnych części milimetra. spawanie laserowe pod względem wydajności i precyzji może konkurować zarówno z takimi metodami łączenia, jak spawanie łukowe w osłonach gazowych i zgrzewanie, jak i z nowoczesnymi metodami spawania elektronowego i plazmowego. w wielu przypadkach może być również uzupełnieniem wymienionych metod spawalniczych [1÷4]. żeliwo sferoidalne otrzymuje się w procesie odlewania żeliwa szarego, przez proces modyfikacji, przy małym stężeniu fosforu i siarki. modyfikatorami są magnez lub cer, które sprawiają, że grafit wydziela się w osnowie w postaci kulistej. kąpiel odlewanego metalu zawiera z reguły 3,2÷4,5% węgla oraz 1,8÷2,8% krzemu. żeliwo kuliste charakteryzuje się dobrymi właściwościami wytrzymałościowymi, przy zachowaniu również odpowiedniej ciągliwości. mikrostruktura osnowy może być ferrytyczna, ferrytyczno-perlityczna oraz perlityczna, jednak po obróbce cieplnej jest możliwość otrzymania bainitu lub martenzytu [5]. metodyka badań, materiał do badań celem badań jest analiza technologii spawania laserowego połączeń żeliwnego korpusu z pokrywką. próby spawalnicze przeprowadzono wg przyjętej technologii spawania: – łączone elementy o symetrii obrotowej, – połączenia jednoimienne z żeliwa sferoidalnego gjs-600-3, – spoina ukosowana na y, – laser z ośrodkiem gazowym co2 firmy emag, model elc 250duo, – technika spawania z głębokim wtopieniem, – stały zakres parametrów spawania, – spawanie z materiałem dodatkowym: drut spawalniczy ni-rod44 (44% niklu), – gaz osłonowy: hel (wysoka czystość mini. 99,996%), – nadmuch gazu: dysza boczna, gaz kierowany przed wiązkę promieniowania laserowego. do procesu łączenia materiałów wykorzystano laser molekularny z ośrodkiem aktywnym co2 firmy emag, model elc 250duo. użyteczna moc lasera wynosi 0,8÷4,0 kw. w laserze molekularnym ośrodkiem czynnym jest mieszanina gazów: dwutlenku węgla, azotu, wodoru i helu. cząsteczki dwutlenku węgla pełnią rolę cząsteczek czynnych, natomiast poziomy laserowe odpowiadają energiom drgań cząsteczki co2. wzbudzenie cząsteczek co2 do górnego poziomu energetycznego zachodzi na skutek zderzeń z powstającymi przy wyładowaniach elektrycznych rozpędzonymi elektronami oraz ze wzbudzonymi cząstkami n2. w projektowaniu złącza została uwzględniona szczelina gas pocket pomiędzy spawanymi elementami, która umożliwia swobodny odpływ gazów, ograniczając ryzyko wystąpienia porów (rys. 1). opracowano technologię spawania z materiałem dodatkowym, którego ingerencja w strukturę złącza jest wymagana w celu zapewnienia jego odpowiednich właściwości mechanicznych. zdecydowano się na drut ni-rod44, opracowany do automatycznego i półautomatycznego spawania żeliwa sferoidalnego. dzięki swoim właściwościom: wydłużenie a = 35% oraz rm = 690 mpa, wynikającym z wysokiej zawartości niklu (44% ni, 11% mn, 1,5% c, 45% fe), drut pozwala uzyskiwać poprawne połączenia w materiałach trudnospawalnych [6]. stosowanie drutu ni-rod44 ma polepszyć plastyczność spoiny, obniżyć jej twardość oraz wyeliminować pęknięcia i porowatość w złączach. rys. 1. schemat złącza. ukosowanie na y fig. 1. weld scheme. y-beveled weld 9przegląd spawalnictwa 10/2012 kolejnym etapem badań było sprawdzenie poprawności ustawienia wiązki laserowej względem szczeliny i odpowiedniej pozycji materiału dodatkowego (rys. 2). zalecane parametry spawania wyznaczono w wyniku prób spawalniczych (rys. 3, tabl. i). ocenę makrostruktury połączeń spawanych wykonano okiem nieuzbrojonym oraz z wykorzystaniem mikroskopu stereoskopowego i kamery cyfrowej nikon ds-fi1. do zbadania mikrostruktury złączy użyto mikroskopu świetlnego nikon eclipse ma200, stosując powiększenia do 500x. dokumentację fotograficzną wykonano za pomocą kamery cyfrowej nikon ds-l2. mikrotwardość mierzono za pomocą cyfrowego twardościomierza firmy buehler, model micromet 5104. wyniki badań i ich dyskusja analiza składu chemicznego została przeprowadzona za pomocą metody spektralnej z wykorzystaniem mikroanalizatora rentgenowskiego oxford link isis-300. badania tą metodą polegają na uzyskaniu i analizie widma energii, jaką emitują, pochłaniają lub rozpraszają dane atomy, jądra itp. pobrano po trzy próbki zarówno z materiału korpusu, jak i pokrywki (tabl. ii). próbki wycinano co 120o, aby sprawdzić, czy rozkład pierwiastków w każdej części jest równomierny. analiza spektralna wykazała, że skład chemiczny elementów, z których zostały pobrane próbki, odpowiada tym, które są podane przez producenta dla ww. materiałów. zaobserwowano również właściwy rozkład pierwiastków, mający niewątpliwie wpływ na właściwe prowadzenie procesu spawania laserowego, ze względu na skład chemiczny łączonych materiałów. po przeprowadzonym procesie spawania przeprowadzono badania wizualne złączy (nieuzbrojonym okiem). podstawowe kryteria odbioru połączeń spawanych ujęte są normie dla złączy spawanych wiązką promieniowania laserowego pn-en iso 13919-1 (2002). kolejnym etapem sprawdzającym wykonane złącza były badania penetracyjne. zasada działania oparta jest na zjawisku kapilarności cieczy o wysokiej zwilżalności, wnikającej w szczeliny powierzchniowe badanego materiału. zarówno kontrola wizualna, jak i badania penetracyjne wskazywały na poprawność wykonania połączeń. drugą część badań stanowiła kontrola metalograficzna, która ma na celu ujawnienie rzeczywistej struktury badanego połączenia. na rysunku 4 przedstawiono miejsce pobrania próbek. w celu przygotowania rejestru spawalniczego poszczególnych cech połączenia spawanego, zdecydowano się wykonać badania makroskopowe dla dwóch rys. 2. właściwa pozycja wiązki laserowej i drutu spawalniczego względem spawanych materiałów fig. 2. correct position of laser beam and filler metal wire relatively to welding materials sufface rys. 3. poprawny kształt złącza fig. 3. correct shape of weld tablica i. parametry spawania table i. welding parameters tablica ii. skład chemiczny łączonych elementów table ii. chemical composition of welded parts rys. 4. miejsce wycięcia próbki fig. 4. example of sampling place , , , , , , , , , , , , 10 przegląd spawalnictwa 10/2012 próbek a i b (rys. 5÷7, tabl. iii). dla obydwu złączy otrzymano wyniki, mieszczące się w przyjętej tolerancji wymiarowo-kształtowej, pozwalające uznać spoiny za poprawnie wykonane. na podstawie wyników badań mikrostruktury (rys. 8 i 9) stwierdzono, że budowa mikrostrukturalna połączenia spawanego charakteryzuje się następującymi strefami: – spoina: struktura austenityczna, – strefa wtopienia: gruboiglasty martenzyt, austenit szczątkowy oraz wydzielenia grafitu kulkowego, – strefa wpływu ciepła: średnioiglasty martenzyt, wydzielenia grafitu kulkowego oraz niewielka ilość ferrytu zlokalizowana wokół wydzieleń grafitu, – materiał rodzimy: ferryt, perlit oraz wydzielenia grafitu kulkowego. mikrotwardość zbadano metodą vickersa hv0.5 zgodnie z pn-en iso 6507-1:1999 przy obciążeniu 500 g. rys. 5. makrostruktura przykładowej spoiny fig. 5. example of weld macrostructure rys. 6. makrostruktura połączenia żeliwnej pokrywki z żeliwnym korpusem. próbka a. trawione 2% nitalem fig. 6. macrostructure of weld of cast iron cover and cast iron housing. specimen a, etching by 2% nital rys. 7. makrostruktura połączenia żeliwnej pokrywki z żeliwnym korpusem. próbka b. trawione 2% nitalem fig. 7. macrostructure of weld of cast iron cover and cast iron housing. specimen b, etching by 2% nital tablica iii. rejestr spawalniczy cech złącza spawanego korpusu żeliwnego spawanego technikami laserowymi table iii. welding register of laser welded joint features of cast iron housing rys. 8. mikrostruktura obszaru z pogranicza spoiny (1), strefy wtopienia (2), strefy wpływu ciepła (3) oraz materiału rodzimego (4). trawione 2% nitalem, pow. 200x fig. 8. microstructure of weld (1), fusione zone (2), heat affected zone (3) and base metal (4). etching by 2% nital, magn. 200x rys. 9. mikrostruktura w strefie wtopienia. widoczny średnio i drobnoiglasty martenzyt, austenit szczątkowy oraz wydzielenia grafitu kulkowego. trawione 2% nitalem, pow. 500x fig. 9. microstructure of fusion zone. the middle and fine needleshaped martensite, retained austenite and modular graphite visible. etching by 2% nital, magn. 500x 11przegląd spawalnictwa 10/2012 pomiary mikrotwardości zostały wykonane w punktach, których rozmieszczenie w przekroju złącza przedstawiono na rysunku 10. pierwszym etapem było zbadanie rozkładu twardości wzdłuż spoiny, wykonano pięć odcisków kolejno w punktach -1,4; -0,7; 0; 0,7; 1,4. następnym krokiem było wykonanie kolejno dwudziestu odcisków w poprzek spoiny w jej środkowej części, aby zbadać kruchość podhartowanych stref wpływu ciepła. punktem startowym był punkt -1,20, a punktem końcowym 1,20. wyniki zostały zaprezentowane w tablicach iv i v oraz na rysunkach 11 i 12 przedstawiających rozkłady mikrotwardości dla każdej próbki. rys. 10. schemat rozkładu mikrotwardości fig. 10. microhardness distribution shame tablica iv. wyniki badania mikrotwardości – próbka a table iv. microhardness measurement results – specimen a rys. 11. rozkład mikrotwardości – próbka a fig. 11. microhardness distribution – specimen a tablica v. wyniki badania mikrotwardości – próbka b table v. microhardness measurement results – specimen b rys. 12. rozkład mikrotwardości – próbka b fig. 12. microhardness distribution – specimen b 12 przegląd spawalnictwa 10/2012 podsumowanie wyniki badań pozwoliły na sformułowanie następujących wniosków: – analiza składu chemicznego wykazała, że udział procentowy poszczególnych pierwiastków odpowiada wartościom, które podane są w normach dla żeliwa sferoidalnego gjs-600-3. zaobserwowano również właściwy rozkład pierwiastków w całej objętości materiału, mający wpływ na poprawne prowadzenie procesu spawania laserowego pod względem składu chemicznego łączonych materiałów. – badania wizualne, penetracyjne, rozkłady mikrotwardości oraz obrazy makroi mikroskopowe pozwalają jednoznacznie stwierdzić poprawność i powtarzalność wykonywania złączy żeliwnych za pomocą technik laserowych. słabą stroną połączenia może być podwyższona twardość występująca w spoinie dochodząca do 480 hv oraz bardzo wysoka twardość w strefie wpływu ciepła aż do 750 hv. – badania mikrostruktury ujawiniły następujące strefy złącza: literatura [1] klimpel a.: technologie laserowe w spawalnictwie, wyd. polit. śląskiej, gliwice, 2011. [2] kusiński j.: lasery i ich zastosowanie w inżynierii materiałowej, wydawnictwo naukowe akapit, kraków, 2000. [3] jóźwicki r.: technika laserowa i jej zastosowania, oficyna wydawnicza politechniki warszawskiej, warszawa, 2009. – spoina: struktura austenityczna, – strefa wtopienia: gruboiglasty martenzyt, austenit szczątkowy oraz wydzielenia grafitu kulkowego, – strefa wpływu ciepła: średnioiglasty martenzyt, wydzielenia grafitu kulkowego oraz niewielka ilość ferrytu zlokalizowana wokół wydzieleń grafitu, – materiał rodzimy: ferryt, perlit oraz wydzielenia grafitu kulkowego. – mikrostruktura połączenia spawanego potwierdziła występowanie martenzytycznych obszarów w strefie wtopienia i strefie wpływu ciepła. prowadzi to do uzyskania wysokiej twardości materiału, przy jednoczesnym spadku udarności. – udowodniono, że proces spawania żeliwa, które jest materiałem powszechnie uznawanym za trudnospawalne, przy odpowiednim doborze metody oraz parametrów spawania laserowego, można z powodzeniem realizować. [4] poradnik inżyniera spawalnictwo – tom ii, wnt (pod red. j. pilarczyka), warszawa, 2005. [5] dobrzański l.: metalowe materiały inżynierskie, wnt, warszawa, 2004. [6] internet: www.specialmetalswelding.com, 04.05.2011. streszczenie w artykule zaprezentowano aktualne wymagania przy egzaminowaniu spawaczy wykonujących konstrukcje stalowe w oparciu o wytyczne europejskiej normy pn-en 287-1:2011. przedstawiono również kolejną wersję normy międzynarodowej iso/dis 9606-1:2010, mającej w niedalekiej przyszłości zastąpić pn-en 287-1. norma ta wprowadza zasadnicze zmiany w niektórych zapisach, zmieniające dotychczasowy system kwalifikowania spawaczy. do najistotniejszych nowości tej normy zaliczane są kwalifikowanie spawaczy stali wg wymagań pn-en 287 1:2011 i norm międzynarodowych dr inż. ryszard pakos zachodniopomorski uniwersytet technologiczny w szczecinie następujące warunki: kwalifikacja w oparciu o materiał dodatkowy zastosowany do spawania złącza egzaminacyjnego a nie jak obecnie – materiał podstawowy, spoiny czołowe nie kwalifikują spoin pachwinowych i odwrotnie, kwalifikowaniu podlega sposób przechodzenia metalu w łuku w metodach spawania 131, 135 i 138 oraz zakres temperatury podgrzania wstępnego. wprowadzono dodatkowe oznaczenia dla materiałów dodatkowych (elektrody otulone) powiązane z normą en-iso 2560. referat wygłoszony podczas xi szczecińskiego seminarium spawalniczego w szczecinie 6 września 2012. tekst artykułu opublikowano w numerze 7/2012 przeglądu spawalnictwa. 201209_pspaw.pdf 42 przegląd spawalnictwa 9/2012 andrzej radziszewski adam radziszewski wady i uszkodzenia powłok natryskiwanych cieplnie w procesie ich wytwarzania i eksploatacji defects in thermal sprayed coatings occurred  during manufacturing and operation  mgr inż. andrzej radziszewski, lic. adam radziszewski – resurs, warszawa. streszczenie celem artykułu jest pokazanie przykładów wad i defektów mogących występować w powłokach natryskiwanych cieplnie (nc) w czasie ich wykonywania, jak również uszkodzeń powłok na elementach urządzeń, powstałych w okresie eksploatacji. prezentowane wyniki pochodzą z wieloletniego doświadczenia w zakresie technik nc, umożliwiającego zgromadzenie setek zdjęć ze zrealizowanych prac, pokazujących przykłady wykorzystania technik nc do powłok eksploatacyjnych pracujących w urządzeniach poddanych obciążeniom w różnych warunkach przemysłowych. wiedza wynikająca z dużej liczby wykonanych usług pozwoliła na opracowanie wielu własnych rozwiązań dotyczących zastosowanych materiałów oraz sposobów wykonywania powłok. zawarte w artykule przykłady wad i defektów powłok natryskiwanych cieplnie powstały wskutek błędów wykonawców powłok na elementach urządzeń oraz błędów obsługi w zakładach przemysłowych. abstract the main goal of this article, is to show examples of defects that may occur in thermal sprayed coatings during spray process, and also during operation/work maintenance. presented results were achieved in many years of authors’ experience in thermal spraying. in this time were gathered hundreds of photos from completed works, which show the scope of applications for thermal spraying technology, for different machine-parts and environments. as a result of our experience, we developed coating solutions to meet the requirements of the industry. the examples of defects, contained in this article, are taken from our own mistakes and errors, as also as an example of bad maintains service in industrial facilities. wstęp wymagania eksploatacyjne stawiane urządzeniom w obecnej dobie rozwoju przemysłowego wymuszają stosowanie nowoczesnych technologii z zakresu inżynierii powierzchni, które zapewnią otrzymanie powłoki o składzie chemicznym i właściwościach najbardziej odpowiednich w rzeczywistych warunkach pracy. badania laboratoryjne przeprowadzane w wielu renomowanych firmach, takich jak np: sulzer metco, hc stark czy też praxair, pozwalają skomponować materiał o odpowiednim składzie chemicznym i wraz z nowoczesnymi procesami technologii wytwarzania umożliwiają otrzymanie materiałów w postaci: drutów, proszków, których użycie w technikach natryskiwania cieplnego zapewnia otrzymanie odpowiednich powłok eksploatacyjnych na powierzchni elementu. powłoki natryskiwane cieplnie różnymi metodami na elementy maszyn i urządzeń powinny zapewnić ich niezawodność, bezpieczeństwo, dobrą pracę oraz spełnienie wymagań założonych przez konstruktora. w polsce nie ma jeszcze dobrze rozwiniętego rynku na powłoki eksploatacyjne natryskiwane cieplnie, gdzie odbiorca wie, jaki rodzaj powłoki jest najbardziej korzystny dla pracy urządzeń stosowanych w jego firmie. 43przegląd spawalnictwa 9/2012 badania niszczące powłok natryskiwanych cieplnie wykonywane głównie przez politechniki: świętokrzyską, śląską, wrocławską, warszawską, wat oraz instytuty naukowe, np. imp, są wykorzystywane głównie do celów dydaktycznych bądź prac naukowych. niestety brak jest wykorzystania wyników badań powłok w warunkach eksploatacyjnych. wyspecjalizowane firmy polskie z branży lotniczej stosują technologie nc i materiały do celów produkcyjnych, których specyfikacje zostały narzucone odgórnie. jednocześnie w polsce brak jest współpracy naukowych ośrodków badawczych z firmami specjalizującymi się w nc oraz przedsiębiorstwami poszukującymi konkretnych rozwiązań technologicznych. przyczyną takiego stanu może być fakt, że ośrodki naukowe, nie mając bezpośredniego kontaktu z wydziałami produkcyjnymi i służbami utrzymania ruchu, nie dostrzegają bieżących problemów i nie mają odpowiednio szerokiej praktyki w przemyśle, przez co nie są w stanie w bezpośrednich kontaktach rozwiązać problemu. nie wystarczy dobrać zasugerowanych przez sprzedawców proszków i metody natryskiwania cieplnego, aby mówić o wdrożeniu czy też rozwiązaniu problemu. dotychczasowe wspólne (politechniki świętokrzyskiej, firmy resurs i firmy zpw trzuskawica) szczątkowe badania nad powłokami odpornymi na erozję w warunkach permanentnego ścierania po kilku próbach zostały zaniechane. poważne podejście do takiego rodzaju badań wymaga przede wszystkich opracowania procedur, odpowiedniego doboru materiału, wielu prób bezpośrednio na urządzeniu oraz czasu. polskie firmy wykonujące powłoki eksploatacyjne i regeneracyjne metodami natryskiwania cieplnego biorą na siebie dużą odpowiedzialność, udzielając gwarancji na wykonywane powłoki, gdyż nie do końca wiedzą, czy dotrzymywane są parametry warunków pracy urządzenia, w tym odpowiednie do jakości medium stosowanego w urządzeniu. z drugiej strony, niedostateczna wiedza na temat natryskiwania cieplnego w nadzorze technicznym użytkownika nie pozwala w wielu wypadkach na prawidłowy dobór odpowiednich materiałów i metody natryskiwania cieplnego oraz – co jest nie mniej ważne – zapewnienie jakości powierzchni powłoki po obróbce wykańczającej. wady i uszkodzenia powłok natryskiwanych cieplnie w wyniku wieloletnich doświadczeń wynikających ze współpracy firmy resurs z zakładami produkcyjnymi opracowano wiele własnych rozwiązań technologicznych zastosowanych u użytkowników. współpraca z zakładami przemysłowymi pozwoliła na uzyskanie niezbędnego doświadczenia, w celu wyeliminowania błędów w naszej firmie, jak również u zleceniodawców. przedstawiciele firm z branży natryskiwania cieplnego powinni wymieniać bezpośrednio między sobą uwagi na temat nowych materiałów i rozwiązań technologicznych, jak to dzieje się w krajach posiadających duże doświadczenie i wiedzę z tego zakresu. w artykule przedstawione zostały przykłady wad powłok natryskiwanych cieplnie występujących podczas ich wytwarzania oraz uszkodzeń powłok w czasie eksploatacji. w opisach użyto skrótów procesów potocznie stosowanych w języku angielskim, ponieważ polska norma pn-en 657 nie podaje skrótów technik natryskiwania cieplnego (tablica). nc cps – sworzeń z powłok stellitu 1; wady – pęknięcia powłoki, brak dostatecznego połączenia adhezyjnego, błędy – brak dobrego przetopu, brak zapewnienia i nieutrzymanie bardzo powolnego stygnięcia powłoki (rys. 1, 2). rys. 1. sworzeń po przetopie powłoki ze stellitu 1 fig. 1. the pin after melting of the coating with stellite 1 tablica. metody nakładania powłok ochronnych na powierzchnie techniką natryskiwania cieplnego table. methods of thermal spraying of protective coating metoda oznaczenie przy zastosowaniu drutu nc cws przy zastosowaniu proszku nc cps naddźwiękowa nc hvof łukowa nc aws plazmowa nc aps rys. 2. sworzeń z odspojoną powłoką stellitu 1 po przetopie nc cps fig. 2. the pin with stellite 1 coating displacement after ts cps melting rys. 3. powierzchnia czaszy kuli po szlifowaniu z widocznymi pęknięciami powłoki mo wykonanej metodą nc cws fig. 3. surface of bowl of ball after grinding with visible cracks in the mo ts cws coating nc cws – powierzchnia kuli po szlifowaniu powłoki z mo z wyraźną siatką pęknięć na skutek przegrzania powłoki podczas szlifowania oraz widocznym rozwarstwieniem, przyczyny – nieodpowiednia tarcza do szlifowania powłok nc, nieodpowiednie parametry szlifowania, brak dostatecznego chłodzenia (rys. 3). 44 przegląd spawalnictwa 9/2012 nc cws – czop wału korbowego z przypaleniami szlifierskimi i siatką pęknięć przy promieniach przejścia (rys. 4, 5). nc cws – czop wału z oderwaną powłoką stalową na skutek słabego połączenia adhezyjnego, czop tulei uszczelniającej zatarty z powodu niedostatecznego smarowania, z uszkodzoną powłoką od czoła czopu (rys. 6). rys. 5. promień przejścia na czopie wykorbionym z widocznymi przypaleniami szlifierskimi powłoki mo utworzonej przez nc cws fig. 5. the radius of the transition on the shaft neck with overheating by grinding mo ts cws coating rys. 6. czop wału z oderwaną powłoką ze stali (nc cws) na skutek słabego połączenia adhezyjnego fig. 6. shaft neck of the detached coating of steel nc cws due to poor adhesive joint rys. 7. fragment tłoczyska o długości ok. 200 mm z popękaną powłoką wc-cocr po nc hvof fig. 7. a part of 200 mm length piston rod with cracks in wc-cocr coating after ts hvof rys. 8. pokrywa dmuchawy z uszkodzoną powłoką fe13cr na skutek przemieszczenia się wirników fig. 8. blower cover with a damaged fe13cr coating by rotor displacement rys. 9. tuleje ochronne wałów z powłoką m4 (316) nc aws fig. 9. protective sleeves of shafts coated with m4 (316) ts aws rys. 10. tuleje ochronne wałów z powłoką m4 (316) nc aws ze zbliżeniem zatartej powłoki w miejscu pracy uszczelnienia fig. 10. protective sleeves of shafts coated with m4 (316) łs aws and seizing by seals in the workplace rys. 11. wał z uszkodzonym czopem od strony wirnika fig. 11. shaft and rotor with damaged shaft neck by the rotor side rys. 12. uszkodzony czop wału fig. 12. damaged shaft neck rys. 13. uszkodzona – zatarta powłoka ze stopu łożyskowego (nc aws) na wodziku fig. 13. damaged coating by the bearing alloy (ts aws) rys. 4. czopy wałów w czasie badań penetracyjnych i kontrolnego szlifowania powłoki fig. 4. shaft neck during a penetration test and control grinding of coating nc hvof – tłoczysko ø50/l1500 mm o długości roboczej ok. 900 mm, po 2 latach eksploatacji, z widocznymi dwoma obszarami z mikropęknięciami powłoki wccocr na długości 150 i 200 mm, powstałymi na skutek wysokiej temperatury, powłoka nie odpadła, na pozostałej powierzchni powłoki nie stwierdzono pęknięć (rys. 7). nc aws – pokrywa dmuchawy, zatarcia powłoki na skutek przesunięcia jednego z wirników, oderwania powłoki przy otworach przez drugi wirnik (rys. 8). nc cws – powłoki na tulejach uszczelniających zatarte na skutek pracy z uszczelnieniem, powłoki nie zostały oderwane od materiału rodzimego tulei (rys. 9, 10). nc hvof – czop wałka sprężarek szybkoobrotowych (37 000 obr/min), zatarcie powłoki wccocr na czopie najbliższym od strony wirnika, widoczne pęknięcia na czopie, oderwanie powłoki, a właściwie jej rozwarstwienie nastąpiło po awarii, widoczny brak zabrudzenia spalonym olejem oderwanego miejsca, przyczyna – brak dostatecznego smarowania czopu, brak kontroli nadzoru – w momencie postania drgań wału z wirnikiem należało wyłączyć turbosprężarkę (rys. 11, 12). nc aws – zatarte powierzchnie powłok ze stopem łożyskowym na wodzikach i ślizgach w korpusie sprężarki, na skutek niedostatecznego smarowania (rys. 13). 45przegląd spawalnictwa 9/2012 rys. 15. naprawiony korpus z powłoką z brązu cusn8 nałożoną metodą nc aws fig. 15. repaired housing with the cusn8 bronze coating (ts aws) rys. 16. segmenty łożyska wrzeciona szlifierki z rozwarstwioną i oddzieloną od stali powłoką brązu cusn8 fig. 16. parts of bearing in grinding spindle with delaminations and separation from steel the cusn8 bronze coating rys. 17. pęknięcia ujawnione na powłoce wccocr tulei osłonowej wału w miejscu współpracy uszczelnienia fig. 17. crack in the wc-cocr coating on the sleeve of shaft in the seals in the workplace rys. 18. tuleja osłonowa ø127,0-0,013 po badaniach penetracyjnych ponownie wykonanej metodą nc hvof powłoki wc-cocr fig. 18. sleeve ø127,0-0,013 after penetration tests of hvof sprayed wccocr coating podsumowanie nakładanie powłok eksploatacyjnych za pomocą technik natryskiwania cieplnego, przede wszystkim: naddźwiękowego hvof, plazmowego ap jest powszechnie używane dla szerokiej gamy zastosowań przemysłowych. techniki te są obecnie podstawowe w zakresie inżynierii powierzchni powłok eksploatacyjnych w wyrobach dla wielu gałęzi przemysłu. dostępność ogromnej liczby różnych materiałów stworzyła możliwość dostosowania natryskiwania hvof i ap nawet do specjalistycznych zastosowań, w wyniku których otrzymuje się wyniki nie do uzyskania innymi technikami z zakresu inżynierii materiałowej. literatura [1] materiały informacyjne firmy resurs – polska. [2] klimpel a.: natryskiwanie i napawanie cieplne, wydawnictwa śląskie 1999. [3] materiały informacyjne firmy h.c. stark, niemcy. dobrej jakości powłoka eksploatacyjna wymaga nie tylko właściwego doboru i ustawienia technicznych parametrów natryskiwania cieplnego, czy też optymalnego przygotowania powierzchni, ale przede wszystkim doświadczenia pracowników firmy zdobywanego wielokrotnie latami pracy. firma resurs posiada certyfikat iso 9001:2008, jest członkiem założycielem polskiej izby spawalniczej z siedzibą w warszawie, jest też członkiem europejskiego stowarzyszenia natryskiwania cieplnego – gts-europe. pracownicy firmy ukończyli specjalistyczne kursy z zakresu natryskiwania cieplnego organizowane przez imp warszawa oraz szkolenia w niemczech, organizowane przez european federation for welding, joining and cutting – monachium. [4] materiały informacyjne firmy flame spray technologies, holandia. [5] materiały informacyjne firmy sulzer metco, niemcy. rys. 14. uszkodzony – pęknięty korpus wraz z powłoką z brązu fig. 14. crack in the housing with bronze coating nc aws – naprawa łożyskowania wału (łoża podtrzymującego korpus kruszarki), na zdjęciach przedstawiono element z pęknięciem i po naprawie metodą nc aws brązem cusn8 (rys. 14, 15). nc aws – segmenty łożyska wrzeciona szlifierki z rozwarstwioną i oddzieloną od stali powłoką brązu cusn8. powłokę eksploatacyjną stanowi stop łożyskowy wylewany odśrodkowo w tulei. odspojenie powłoki z brązu i stopu łożyskowego nastąpiło podczas rozcinania tulei na segmenty. widoczne rozdzielenie się wewnętrzne powłoki z brązu oraz powłoki z brązu od stalowej obudowy na skutek słabego połączenia adhezyjnego (rys. 16). nc hvof – tuleja ochronna wału wirnika z pęknięciami powłoki wc-cocr zlokalizowanymi badaniami penetracyjnymi, tuleja po naprawie z powłoką wc-cocr (rys. 17, 18). 201110_pspaw.pdf 28 przegląd spawalnictwa 10/2011 jacek górka artur czupryński tomasz kik michał piotrowski modyfikacja struktury i właściwości napoin wykonanych łukiem krytym modification of structure and properties  of padding welds made by submerged arc surfacing  dr inż. jacek górka, dr inż. artur czupryński, dr inż. tomasz kik, mgr inż. michał piotrowski – politechnika śląska, gliwice. streszczenie w artykule przedstawiono wyniki prób modyfikacji struktury i właściwości napoin wykonanych łukiem krytym spoiwem niskowęglowym przez wprowadzenie do jeziorka ciekłego metalu proszku metalicznego na osnowie niklu wraz ze zmienną zawartością al2o3 oraz sic. określono wpływ parametrów napawania na wymiary geometryczne napoin oraz udział materiału rodzimego w napoinie. wykonane napoiny proste oraz zakładkowe zostały poddane badaniom nieniszczącym, badaniom metalograficznym, pomiarom twardości, a także badaniom odporności na zużycie ścierne typu metal-minerał. abstract the article presents the results of modification of structure and properties of submerged-arc surfacing padding welds. to modification is by the nickel-base flux with variable al2o3 and sic mass fraction addition into the arc weld pool. the process parameters influence on the geometrical dimensions of the padding weld and base material in the padding weld is observed. the simple and overlap padding welds have been non-destructive testing, metallographic examinations, hardness distribution measurements and resistance to abrasive wear of metal-mineral joints investigating. wstęp ograniczona trwałość części maszyn i urządzeń powoduje ciągły rozwój i udoskonalanie metod naprawy i regeneracji zużytych elementów. w praktyce poszczególne części maszyn nie są obciążone w jednakowym stopniu, dlatego wykonuje się je z różnych materiałów, które mają za zadanie zapewnić im jak najdłuższą trwałość. do tego celu wykorzystuje się również metody polepszania właściwości powierzchni, takie jak: hartowanie, nawęglanie i azotowanie. jedną z coraz częściej stosowanych metod poprawy właściwości powierzchni narażonych na zużycie jest napawanie. które ma wiele zalet w porównaniu z innymi metodami, a przede wszystkim grubość nałożonej warstwy jest dowolna. skład chemiczny napoiny również nie jest ściśle określony, można go zmieniać i dobierać w zależności od wymagań i rodzaju zużycia, jakiemu poddany jest element. podstawowymi czynnikami powodującymi zużycie części maszyn i urządzeń mogą być: tarcie, erozja, oddziaływanie temperatury, odkształcenia itp. działanie tych czynników może powodować konieczność wymiany lub regeneracji części, co wiąże się z kosztami samych części, jak również z kosztami spowodowanymi postojem maszyn. podstawowym celem regeneracji jest uzupełnianie lub odtwarzanie warstw zużytych w czasie eksploatacji. metody spawalnicze wykorzystuje się również przy produkcji nowych części maszyn i urządzeń. napawanie produkcyjne stosuje się do pokrywania nowych elementów warstwą wierzchnią zwiększającą odporność na: korozję, zużycie ścierne, kawitację, erozję lub zwiększającą żaroodporność i żarowytrzymałość. materiały stosowane na napoiny mające wysokie właściwości eksploatacyjne mogą pochodzić ze wszystkich grup materiałowych, metali i stopów, cermetali, ceramiki oraz tworzyw sztucznych. podczas napawania warstwę metalu, zwykle o odmiennym składzie chemicznym, układa 29przegląd spawalnictwa 10/2011 się na podłożu części napawanej. są dwa warunki, które musi spełniać ułożona w ten sposób napoina: musi mieć właściwości zapewniające trwałość w warunkach pracy przewidzianych dla tego elementu oraz odpowiedni kształt, a zwłaszcza grubość i szerokość. wymagane właściwości może zapewnić odpowiednio dobrany skład chemiczny, natomiast kształt napoiny uzależniony jest od metody, parametrów i techniki napawania [1÷8]. badania własne celem badań było przeprowadzenie prób modyfikacji struktury i właściwości napoin wykonanych łukiem krytym na podłożu ze stali s355j2 (tabl. i), z zastosowaniem drutu ok autrod 12.20 oraz topnika ok flux 10.71 (tabl. ii) przez wprowadzenie do jeziorka ciekłego metalu proszku na osnowie niklu eutroloy 16223g (tabl. iii), ze zmiennym udziałem wagowym al2o3 oraz sic (tabl. iv). optymalizacja parametrów napawania w celu określenia optymalnych parametrów napawania ściegów zakładkowych przeprowadzono proces napawania ściegów prostych na zautomatyzowanym stanowisku spawalniczym w pozycji podolnej (rys. 1). wykonano 9 napoin, stosując zmienne parametry natablica i. skład chemiczny i właściwości mechaniczne stali s355j2 table i. chemical composition and mechanical properties of s355j2 steel zawartość pierwiastków, % c si mn cu p s 0,2 0,55 1,6 0,55 0,025 0,025 właściwości mechaniczne wytrzymałość na rozciąganie rm, mpa granica plastyczności re, mpa praca łamania, j 470-630 355 27 tablica ii. skład chemiczny i właściwości mechaniczne stopiwa drutu ok autrod 12.20 table ii. chemical composition and mechanical properties of wire weld material ok. autrod 12.20 zawartość pierwiastków, % c si mn 0,08 0,3 1,35 właściwości mechaniczne wytrzymałość na rozciąganie rm, mpa wydłużenie a5, % praca łamania, j 480-650 29 80 tablica iii. skład chemiczny i właściwości proszku niklowego eutroloy 16223g table iii. chemical composition and mechanical properties of nickel-base powder eutroloy 16223g zawartość pierwiastków, % ni c cr b si fe al osnowa 0,3 7 1,3 3,1 <3 1 właściwości proszku wielkość ziaren, μm twardość, hrc 32-125 34 tablica iv. wybrane właściwości fizyczne al203 i sic table iv. selected physical properties of al2o3 and sic właściwości al 2 o 3 /sic twardość h/e * temp. topnienia, °c temp. pracy ,°c odporność na utlenianie, °c gęstość g/cm3 6x10-2 2450/2500 1400/1500 1350/1400 4,1/3,3 * [h/e] – twardość h odniesiona do modułu younga e tablica v. parametry technologiczne zastosowane do wykonania ściegów prostych napoin table v. the technological parameters used for string beads of padding welds nr napoiny natężenie prądu i, a napięcie łuku u, v prędkość napawania v, cm/min energia liniowa e, kj/cm 1 300 30 50 11 2 400 30 50 14 3 500 30 50 18 4 300 35 50 13 5 400 35 50 17 6 500 35 50 21 7 300 40 50 14 8 400 40 50 19 9 500 40 50 24 tablica vi. jakość i właściwości napoin jednościegowych napawanych łukiem krytym table vi. the quality and properties of one-bead padding welds submerged arc surfacing numer napoiny jakość napoiny udział materiału rodzimego w napoinie u p , % 1 nierównomierne lico, chropowatość powierzchni, bardzo mała ilość pęknięć 30,2 2 równe lico napoiny, chropowatość powierzchni, duża ilość pęknięć 34,6 3 równe lico napoiny, niewielka chropowatość powierzchni, bardzo duża ilość pęknięć 49,1 4 równe lico, chropowatość powierzchni, bardzo mała ilość pęknięć 27,7 5* równe lico napoiny, niewielka chropowatość powierzchni, mała ilość pęknięć 37,9 6 równe lico napoiny, niewielka chropowatość powierzchni, bardzo duża ilość pęknięć 51,6 7 równe lico, duża chropowatość powierzchni, duża ilość pęknięć 40,9 8 równe lico napoiny, chropowatość powierzchni, bardzo duża ilość pęknięć 52,9 9 równe szerokie lico, mała chropowatość powierzchni, duża ilość pęknięć 58,5 * parametry wytypowane do wykonania napoin zakładkowych 30 przegląd spawalnictwa 10/2011 badania metalograficzne w celu określenia wpływu dodatku proszku eutroloy 16223g oraz al2o3 i sic na strukturę uzyskanych napoin wykonano badania metalograficzne makroskopowe na mikroskopie stereoskopowym olympus szx9 (rys. 4) oraz badania metalograficzne mikroskopowe na mikroskopie świetlnym olympus pme 3 (rys. 5, 6). rys. 1. widok stanowiska spawalniczego oraz sposobu podawania proszku metalicznego fig. 1. the view of welding station and the method of powder supply pawania na podłożu ze stali s355j2 z zastosowaniem drutu ok autrod 12.20 o średnicy 3,2 mm oraz topnika ok flux 10.71 z dodatkiem proszku eutroloy 16223g, długość napoin wynosiła ok. 250 mm (tabl. v). uzyskane napoiny poddano badaniom wizualnym, penetracyjnym, metalograficznym makroskopowym, pomiarom twardości oraz określono ich wymiary geometryczne, a także udział materiału rodzimego w napoinie. badania te pozwoliły na ocenę jakości napoin oraz wytypowanie parametrów do dalszej części badań (tabl. vi). wykonanie napoin zakładkowych w celu modyfikacji struktury i właściwości wykonano dwie serie napoin zakładkowych z zastosowaniem drutu ok autrod 12.20 oraz proszku eutroloy 16223g: i seria z dodatkiem al2o3, ii. seria z dodatkiem sic o udziale wagowym w proszku w obu przypadkach 0, 5, 10, 15 i 20%. parametry napawania dobrane na podstawie wykonanych wstępnych badań napoin pojedynczych wynosiły: – natężenie prądu i – 400 a, – napięcie łuku u – 35 v, – prędkość napawania v – 50 cm/min, – energia liniowa e – 17 kj/cm, – natężenie podawania proszku – 80 g/min, – zakładka ściegu – 50%. uzyskane napoiny poddano badaniom wizualnym i penetracyjnym (rys. 2, 3). rys. 2. lico przykładowych napoin wykonanych łukiem krytym z: a) 10% dodatkiem al2o3, b) 15% dodatkiem sic fig. 2. the face of selected pudding welds made by submerged welding arc with: a) 10% al2o3 addition, b) 15% sic addition rys. 3. lico przykładowych napoin wykonanych łukiem krytym po badaniach penetracyjnych z: a) 5% dodatkiem al2o3, b) 20 % dodatkiem sic fig. 3. the face of selected pudding welds made by submerged welding arc after penetrating tests with: a) 5% al2o3 addition, b) 20% sic addition rys. 4. makrostruktury przykładowych napoin wykonanych łukiem krytym z: a) 10% dodatkiem al2o3, b) 15% dodatkiem sic fig. 4. macrostructures of selected padding welds made by submerged arc surfacing: a) 10% al2o3 addition, b) 15% sic addition rys. 5. mikrostruktury napoin wykonanych przy zmiennym udziale al2o3 w proszku eutroloy 16223g: a) bez al2o3, b) 5% al2o3, c) 10% al2o3, d) 15% al2o3, e) 20% al2o3 fig. 5. the microstructures of padding welds made with variable al2o3 addition in eutroloy 16223g addition: a) without al2o3, b) 5% al2o3, c) 10% al2o3, d) 15% al2o3, e) 20% al2o3 a) b) a) b) a) b) a) b) c) d) e) 31przegląd spawalnictwa 10/2011 rys. 6. mikrostruktury napoin wykonanych przy zmiennym udziale sic w proszku eutroloy 16223g: a) bez sic, b) 5% sic, c) 10% sic, d) 15% sic, e) 20% sic fig. 6. the microstructures of padding welds made with variable sic addition in eutroloy 16223g addition: a) without sic, b) 5% sic, c) 10% sic, d) 15% sic, e) 20% sic tablica vii. wyniki pomiarów twardości napoin na przeszlifowanym licu table vii. the hardness test on the grinded face of the padding weld oznaczenie napoiny twardość hrc wartość średnia napoiny wykonane z dodatkiem al2o3 0% al2o3 27,5 27,3 27,5 26,0 28,5 27,4 5% al2o3 28,5 27,2 30,1 27,3 28,6 28,3 10% al2o3 27,6 28,5 28,7 29,7 30,5 29,0 15% al2o3 29,1 27,9 29,2 28,3 28,7 28,6 20% al2o3 28,5 28,2 30,8 30,3 29,2 29,4 napoiny wykonane z dodatkiem sic 0% sic 28,5 28,0 27,5 27,0 26,8 27,6 5% sic 29,0 32,2 33,1 32,3 28,5 31,0 10% sic 29,3 30,5 29,0 30,7 31,5 30,2 15% sic 29,3 28,5 30,2 31,8 28,4 29,6 20% sic 30,0 28,6 28,3 29,7 31,2 29,7 twardość stali hardox 400 h 400 41,6 39,8 40,9 42,1 43,6 41,6 pomiary twardości w celu określenia twardości powierzchni po napawaniu wykonano pięć pomiarów na przeszlifowanym licu napoin i odniesiono je do twardości stali hardox 400. badania przeprowadzono na twardościomierzu rockwella przy obciążeniu 1471 n trwającym 4 s. wyniki pomiarów twardości przedstawiono w tablicy vii. badanie odporności na zużycie ścierne typu metal-minerał badania odporności na zużycie ścierne warstw kompozytowych napawanych łukiem krytym drutem rys. 7. stanowisko do prób odporności na zużycie ścierne zgodnie z normą astm g 65 fig. 7. stadion for abrasive wear resistant testing acc. to astm g-65 a) b) c) d) e) z dodatkiem proszku niklowego ze zmiennym udziałem wagowym al2o3 oraz sic w odniesieniu do stali hardox 400 wykonano zgodnie z normą astm g 65-00, procedure a (rys. 7) [9]. próbki o wymiarach 75 x 25 x 10 mm wycięto ze środka napoin kompozytowych zakładkowych oraz stali hardox 400 i przeszlifowano (rys. 8). wszystkie próbki, zgodnie z zaleceniami normy astm g 65-00, przed i po próbie ścieralności, ważono na wadze laboratoryjnej z dokładnością do 0,0001 g. ubytek masy próbek napawanych łukiem krytym porównano bezpośrednio z ubytkiem masy próbek ze stali hardox 400. wykorzystując zmierzoną gęstość napoin kompozytowych i ubytek masy próbek, obliczono objętościowy ubytek masy (tabl. viii). do obliczenia ubytku objętościowego użyto wzoru: gdzie: uo – ubytek objętościowy, mm 3; um – ubytek masy, g; ρ – gęstość, g/cm3. 32 przegląd spawalnictwa 10/2011 rys. 8. przykładowe próbki po badaniach odporności na zużycie ścierne: a) stal hardox 400, b) napoina z 10% al2o3, c) napoina z 15% sic fig. 8. samples after abrasive wear resistant tests: a) hardox 400 steel, b) padding weld with 10% al2o3 addition, c) padding weld with 15% sic addition tablica viii. wyniki badań odporności na zużycie ścierne typu metal-minerał warstw kompozytowych napawanych łukiem krytym z odniesieniem do odporności na zużycie ścierne stali hardox 400 przeprowadzonych zgodnie z normą astm g 65-00 table viii. the abrasive wear resistant test results of submerged arc surfacing padding welds with metal-mineral composite layers in comparison to the abrasive wear resistance of hardox 400 steel made acc. to astm g 65-00 numer próbki masa przed testem g masa po teście g ubytek masy g gęstość g/cm3 ubytek objętościowy mm3 względna odporność na ścieranie* napoiny wykonane z dodatkiem al2o3 0% al2o3 136,4350 133,6922 2,7428 7,93 345,8764 0,52 5% al2o3 114,7488 112,0734 2,6754 7,83 341,6858 0,53 10% al2o3 144,2087 141,6650 2,5437 7,73 329,0686 0,55 15% al2o3 144,0592 141,6093 2,4499 7,67 319,4133 0,56 20% al2o3 149,9705 147,5836 2,3869 7,63 312,8309 0,57 napoiny wykonane z dodatkiem sic 0% sic 104,8267 102,0941 2,7326 7,95 343,7233 0,52 5% sic 111,6530 109,0716 2,5814 7,81 330,5250 0,54 10% sic 150,8819 148,4360 2,4459 7,76 315,1933 0,57 15% sic 115,1468 112,8125 2,3343 7,77 300,4271 0,60 20% sic 116,4705 113,8495 2,2210 7,73 287,3221 0,62 stal hardox 400 h 400 58,3280 56,9366 1,3914 7,75 179,5355 1 * wyniki odniesiono do próbki ze stali hardox 400 podsumowanie badania wizualne napoin zakładkowych wykonanych parametrami dobranymi na podstawie prób napawania ściegów pojedynczych z zakładką 50%, nie wykazały nieprawidłowości dotyczących kształtu i wyglądu lica napoin. badania penetracyjne uwidoczniły pęknięcia w kierunku prostopadłym do kierunku napawania. pęknięcia nie propagują do podłoża materiału rodzimego i nie powinny negatywnie wpływać na właściwości użytkowe takie jak odporność na zużycie ścierne. pęknięcia te mają prawdopodobnie charakter pęknięć gorących, co jest związane ze składnikami wprowadzanego proszku metalicznego (rys. 9). badania mikroskopowe wykazały, że napoiny charakteryzują a) b) c) 33przegląd spawalnictwa 10/2011 literatura [1] goldsberry c.: the basics of submerged arc welding, welding magazine, no. 8/2008. [2] karaoglu s., secgin a.: sensitivity analysis of submerged arc welding process parameters, journal of materials processing technology, 2008. [3] farrow n., studholme s.: submerged arc welding with fused flux and basic cored wire for low temperature applications, svetsaren nr. 1/2000. [4] tušek j.: metal-powder twin-wire submerged-arc welding, welding & metal fabrication, no 8/1998. [5] ambroza p., bendikiene r., kavaliauskiene l.: submerged arc surfacing of structural steel using metal powder added to flux, conference on heat transfer, thermal engineering and environment, athens, greece, 2007. się strukturą austenityczną z wydzielonymi eutektykami węglikowymi i borkowymi powstałymi w wyniku wprowadzenia do napoiny proszku eutroloy 16223g na osnowie niklu z dodatkiem boru i chromu. w napoinach można zaobserwować węgliki sic. wysoka temperatura jeziorka ciekłego metalu oraz jego duża objętość prowadzi do znacznego rozpuszczenia wprowadzanego dodatku al2o3 oraz sic w osnowie austenitycznej (rys. 10). pomiary gęstości uzyskanych napoin wykazały, że wraz ze wzrostem udziału wagowego al2o3 oraz sic w napoinach maleje ich gęstość, co pozwala stwierdzić, że dodatki te znajdują się w napoinach w stanie rozpuszczonym. pomiary twardości na przeszlifowanym licu napoin wykazały, że twardość napoin wykonanych z dodatkiem proszku metalicznego i al2o3 wynosi ok. 28 hrc, natomiast napoin wykonanych rys. 9. pęknięcie napoiny z dodatkiem 15% sic fig. 9. crack of pad welding with 15% sic addition rys. 10. częściowo rozpuszczonych węglików sic w napoinie z 20% dodatkiem sic fig. 10. partially deposited sic carbon in the padding weld with 20% sic addition z dodatkiem proszku metalicznego i sic ok. 30 hrc. twardość uzyskana na powierzchni jest wynikiem powstania struktur z wymieszania się materiału podłoża ze spoiwem, proszkiem metalicznym oraz dodatkami al2o3 oraz sic. pomiary nie wykazały wyraźnego wpływu ilości wprowadzonego al2o3 oraz sic na twardość powierzchni lica napoin. badania odporności na zużycie ścierne wykazały, że wzrost udziału wagowego al2o3 oraz sic w proszku metalicznym nieznacznie wpływa na podwyższenie odporności na zużycie ścierne typu metal-minerał. w przypadku napoin z dodatkiem al2o3 odporność na zużycie ścierne wynosi 0,53÷0,57 w stosunku do stali hardox 400, a w napoinach z dodatkiem sic 0,54÷0,62. poziom odporności na zużycie ścierne uzależniony jest od rozmieszczenia wprowadzanych dodatków oraz od ich skłonności do rozpuszczania w ciekłym jeziorku napoin. [6] aruna s., diwakar s., jain a., rajam k.: comparative study on the effect of current density on ni and ni-al2o3 nanocomposite coatings produced by electrolytic deposition, surface engineering, vol. 21, 2005. [7] dong s., beake b., parkinson r., xu b., hu z., bell t.: determination of hardness and young’s modulus of brush plated nano-al2o3/ni composite coating by nanoindentation testing, surface engineering, vol. 19, no. 3, 2003. [8] grum j., kejžar r., slabe j.: submerged arc surfacing of nico-mo alloys similar to maraging steels on a structural steel, journal of materials processing technology, 2004. [9] astm g65 – 04: standard test method for measuring abrasion using the dry sand/rubber wheel apparatus temporary maintenance temporary maintenance the web server for is currently undergoing some maintenance. try this page again what happened? servers and websites need regular maintnance just like a car to keep them up and running smoothly. what can i do? if you're a site vistor if you need immediate assistance, please send us an email instead. we apologize for any inconvenience. if you're the site owner the maintenance period will mostly likely be very brief, the best thing to do is to check back in a few minutes and everything will probably be working normal agian. ps 9 2016 www.pdf 91przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 weryfikacja jakości połączeń lutowanych   z miedzi za pomocą badań rentgenowskich verification of the quality of brazed joints in copper by means of x-ray examinations prof. dr hab. inż. andrzej ambroziak; dr inż. piotr białucki; dr inż. wiesław derlukiewicz; dr inż. artur lange – politechnika wrocławska; inż. jan chmielewski – viessmann technika grzewcza sp. z o.o., legnica. autor korespondencyjny/corresponding author: piotr.bialucki@pwr.edu.pl streszczenie w pracy przedstawiono zagadnienia związane z oceną jakości połączeń lutowanych stosowanych w instalacjach grzewczych. porównano ocenę jakości na podstawie badań wizualnych oraz metalograficznych z wynikami badań radiologicznych. badania wykazały, że zastosowanie dodatkowego topnika przy lutowaniu lutem cu-p poprawia zwilżalność powierzchni lutowanej, tym niemniej samotopnikujące działanie lutu było wystarczające dla uzyskania wymaganego poziomu jakości złączy. słowa  kluczowe: lutowanie twarde; lutowanie miedzi; badania złączy lutowanych; jakość połączeń; badania radiologiczne; tomograf komputerowy abstract the paper presents issues related to the assessment of the quality of brazed joints used in heating systems. the quality of joints assessed on the basis of visual and metallographic tests were compared with radiological examinations. studies have shown that the use of chemical flux by soldering with cu-p solder improves wettability soldered surface, however self-fluxing action of the solder was sufficient to obtain the required level of quality of joints. keywords: brazing; soldering copper; soldered joints testing; quality of joints; x-ray analysis; ct scanner wstęp luty samotopnikujące miedziano-fosforowe należą do jednych z najczęściej stosowanych spoiw lutowniczych w przemyśle i stanowią ok. 22% stosowanych wszystkich lutów twardych [1]. fosfor zawarty w lutach cup skutecznie redukuje tlenki miedzi i nie ma w zasadzie konieczności stosowania dodatkowo topników chemicznych dla poprawy zwilżalności. dodatkowo poprawę zwilżalności miedzi przez luty tego typu można uzyskać na drodze wymuszonych drgań mechanicznych [2]. w niektórych przypadkach ilość tworzących się tlenków na powierzchni miedzi może okazać się za duża dla ich redukcji tylko przez fosfor zawarty w lucie i wówczas wspomaga się proces lutowania dodatkowymi topnikami. np. podczas lutowania płomieniowego złącza rurowego, redukujące działanie płomienia ogranicza się do zewnętrznej powierzchni złącza natomiast nagrzane powierzchnie wewnętrzne złącza, mające kontakt z powietrzem, będą ulegać intensywnemu utlenianiu, co może wpływać na szybkość i skuteczność redukcji tlenków w szczelinie lutowniczej. duży wpływ na to mają parametry technologiczne lutowania, jak czystość początkowa powierzchni, czy szybkość i czas nagrzewania. okazuje się, że podawanie azotu do wnętrza rurki podczas lutowania skutecznie chroni powierzchnię miedzianą rurki od utleniania i poprawia zwilżalność lutem [3]. andrzej ambroziak, piotr białucki, wiesław derlukiewicz, artur lange, jan chmielewski podstawowym kryterium kwalifikacji w ocenie jakości połączeń lutowanych lutami twardymi jest stopień wypełnienia złącza zakładkowego lutem. istnieją jednak dwa różne podejścia do jego określenia. jedno, zawarte w dokumencie niemieckiego instytutu miedzi [4] określa stopień wypełnienia złącza ze stosunku sumy długości niezgodności występujących na tzw. „drodze krytycznej” do długości konstrukcyjnej złącza. za poprawne uważa się złącze lutowane, dla którego obliczony współczynnik wypełnienia wynosi co najmniej 80%. inaczej ocenę jakości złączy lutowanych proponuje się w pn-en iso 18279 [5], w której ustalono trzy poziomy jakości b, c i d ( na wzór poziomów jakości dla złączy spawanych). granice niezgodności dla ustalonych poziomów jakości b, c i d proponowane w tej normie oparte są na rzutowaniu powierzchni niezgodności na powierzchnię złącza. z tego powodu, bardzo pomocne w ocenie jakości złączy według tej normy są nowoczesne metody radiograficzne, np. rentgenowska tomografia komputerowa, w której zaawansowane oprogramowanie obróbki obrazu radiogramu w sposób istotny ułatwia wykrycie rozmieszczenia niezgodności i może automatyzować ich pomiary oraz wykonywać odpowiednie obliczenia. badania takie zastosowano do oceny jakości złączy rurowych z miedzi, wykorzystując przy tym wspomniane zalety tomografii materiałowej. przeglad welding technology review 92 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 rys. 1. badane złącza lutowane rurek miedzianych; a) złącza kielichowe, b) i c) złącza teowe; bz – lutowane bez topnika, zz – lutowane z topnikiem fig. 1. the examined brazed joints of copper tubes; a) socket joints, b) and c) t-joints; bz brazed without flux, zz brazed with flux   a)   b)   c) przedmiot pracy przedmiotem badań były złącza lutowane rurek miedzianych stosowanych w instalacjach grzewczych. badano połączenia kielichowe oraz teowe. wygląd złączy bezpośrednio po lutowaniu przedstawiono na rysunku 1, na którym widać, że złącza lutowane bez topnika mają powierzchnię wyraźnie czystszą niż te lutowane z dodatkiem topnika. rurki wykonane z miedzi gat. r250 (wg pn-en 1057 [6]) lutowano lutem twardym miedziano-fosforowym z dodatkiem cyny gat. cup386 (wg pn-en iso 3677 [7]) bez topnika oraz z dodatkiem topnika. próbki przed lutowaniem były myte w myjce ultradźwiękowej. jednym z celów badań było sprawdzenie wpływu obecności topnika na jakość otrzymywanych złączy lutowanych lutem samotopnikującymcup7sn7. kryterium oceny było osiągnięcie poziomu jakości c wg pn-en iso 18279 [5]. badania wizualne przed dokonaniem oceny wizualnej próbki lutowane oczyszczono z resztek topnika. wygląd próbek przygotowanych do badań pokazano na rysunku 2. tak przygotowane próbki poddano także badaniom na tomografie komputerowym.   a)   b) rys. 2. wygląd próbek przygotowanych do badań wizualnych i radiologicznych; a) złącza kielichowe; b) złącza teowe fig. 2. appearance of samples prepared for visual tests and x-ray analysis; a) socket joints; b) t-joints rys. 3. widok złączy lutowanych teowych od strony wewnętrznej fig. 3. view of brazed t-joints on the inside   a)   b) ne rozpłynięcie lutu (niezgodność 7qaaa wg pn-en-iso 18279), które nie ma wpływu na funkcjonowanie złączy i zgodnie z normą może nie być brane pod uwagę przy ocenie poziomu ich jakości. na podstawie oględzin zewnętrznej powierzchni badanych złączy rurek nie można stwierdzić jednoznacznie czy spełnia ona wymagania poziomu jakości c ze względu na niezgodności, np. niedolutowania, które mogą wystąpić na niewidocznej stronie wewnętrznej rurki. badania wizualne złączy teowych od strony wewnętrznej rury wykazały istotne różnice w wyglądzie szczeliny między złączami zz i bz, co pokazano na rysunku 3. rys. 4. analiza edx lutowiny na próbce 3zz fig. 4. analysis edx of brazed 3zz sample   a)   b) w złączach lutowanych 3zz i 4zz występuje lutowina z wyraźną wypływką na całym obwodzie rurki (rys. 3a), natomiast w złączach 3bz i 4bz takie wypływki widać (rys. 3b), co wskazuje na to, że lut nie wypełnił szczeliny na całej długości zakładki. analiza składu chemicznego skład chemiczny lutowiny wykonany w punkcie zaznaczonym na rysunku 4a, określono za pomocą systemu mikroanalizy rentgenowskiej edx (spektrometr dyspersji energii promieniowania rentgenowskiego), zamontowanego na skaningowym mikroskopie elektronowym. wynik analizy przedstawiono na rysunku 4b w postaci widma promieniowania ze spektrometru edx. piki na widmie zarejestrowanego promieniowania są automatycznie oznaczane symbolem pierwiastka, któremu dany pik odpowiada. wyniki analizy przedstawione na rysunku 4 potwierdziły, że do łączenia rurek miedzianych użyto lutu cu-p, w którym dodatkowym pierwiastkiem modyfikującym jest cyna występująca w zbliżonej ilości do zawartości fosforu. badania wizualne złączy kielichowych wykazały prawidłowy kształt lutowiny w miejscu szczeliny (rys. 2a) zarówno na próbkach zz (lutowanych z topnikiem) oraz bz (lutowanych bez topnika). na powierzchni rurek widać nadmier93przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 badania metalograficzne badania metalograficzne przeprowadzone na zgładach podłużnych złączy lutowanych wykazały wyraźne różnice w budowie złączy lutowanych bez topnika i z topnikiem (rys. 5 i 6). widać wyraźnie, że zastosowanie topnika wpływa korzystnie na wypełnienie szczeliny lutem (rys. 6) i dotyczy to zarówno złączy kielichowych jak i teowych. wielkość zakładki w złączu teowym wynosi 4 mm. widoczna na rysunku 5 wielkość niedolutowania wynosi 1÷1,5 mm. rys. 6.  makrofotografia złącza teowego 3zz lutowanego z topnikiem. trawiono 10% nadsiarczanem amonu. fig. 6. macro t-joint of 3zz sample soldered with flux. it was etched with 10% ammonium persulfate. badania radiologiczne próbki do badań na tomografie komputerowym zostały przycięte w sposób pokazany na rysunku 2 celem ułatwienia uzyskania bardziej czytelnego obrazu radiogramu i umożliwienia odpowiedniego mocowania w obrotowym stoliku oprzyrządowania tomografu. prześwietlenia badanych złączy wykonano na rentgenowskim tomografie komputerowym metrotom 1500   a)   b) rys. 7.  radiogramy teowych złączy lutowanych rur miedzianych; a) z topnikiem, b) bez topnika fig. 7. x-ray image of brazed t-joint of copper pipes; a) with flux, b) without flux w technice rekonstrukcji otrzymując pełny obraz przestrzenny 3d każdego złącza. zasady działania tomografów komputerowych i tworzenia rekonstrukcji przestrzennego obrazu badanego obiektu można znaleźć w literaturze [8,9], a przykłady praktycznego zastosowania tomografii komputerowej do badań jakości połączeń spajanych przedstawiono w publikacjach [10÷11]. do analizy jakości badanych złączy lutowanych wykorzystano oprogramowanie vgstudio max, które umożliwia wykrycie położenia wad a także ich ilościową analizę w postaci wymiarów liniowych, powierzchni oraz zajmowanej przez nie objętości. program ten, służący do obróbki wyników badań, umożliwia w czytelny sposób graficzne przedstawienie rozmieszczenia defektów występujących w złączach, pokazując je w różnych barwach zależnie od ich wielkości. na rysunku 7 pokazano przykładowe obrazy przestrzenne badanych złączy z wadami odwzorowanymi w różnych kolorach zależnie od ich wielkości, którą można orientacyjnie odczytać na podziałce pionowej. na podstawie wyników analizy ilościowej powierzchni zajmowanych przez niezgodności w złączach w stosunku do powierzchni zakładki złączy określono stopień ich wypełnienia lutem. wyników analizy przedstawiono w tablicy i. podsumowanie wyniki oceny stopnia wypełnienia badanych złączy lutem, wykonane w oparciu o badania radiologiczne przedstawiono w tablicy i. jako miarę wypełnienia złączy przyjęto stosunek powierzchni rzutu niezgodności do powierzchni rozwiniętej złącza o długości zakładki 10 mm w przypadku złączy kielichowych oraz zakładki 4 mm w przypadku złączy teowych. badania wykazały, że zastosowanie dodatkowego topnika przy lutowaniu płomieniowym miedzi lutem samotopnikującym wyraźnie poprawia zwilżalność lutowanej powierzchni rurek, ułatwiając wypełnienie szczeliny na całej długości zakładki i utworzenie poprawnego menisku wklęsłego lutowia po obu jej stronach. tym niemniej wymagany poziom jakości złączy c został osiągnięty również w złączach lutowanych bez dodatkowego topnika, co ma duże znaczenie ekonomiczne oraz praktyczne z uwagi na znaczne uproszczenie procesu lutowania. rys. 5. makrofotografia złącza teowego 3bz lutowanego bez topnika. trawiono 10% nadsiarczanem amonu. fig. 5. macro t-joint of 3zz sample soldered without flux. it was etched with 10% ammonium persulfate. 94 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 rodzaj  złącza nr   próbki długość   zakładki powierzchnia  badana złącza  [mm2] rodzaje   występujących  niezgodności powierzchnia złącza  zajmowana przez  niezgodność, [mm2] stopień   wypełnienia   [%] kielichowe 1bz 10 mm 565 2liaa 2bgaa 15,6 79,5 4,9 kielichowe 1zz 10 mm 565 2liaa 2bgaa 9,5 87,2 3,3 kielichowe 2bz 10 mm 565 2liaa 2bgaa 22,7 73,1 4,2 kielichowe 2zz 10 mm 565 2liaa 2bgaa 13,2 83,2 3,6 teowe 3bz 4 mm 113 2liaa 2bgaa 4caaa 2,9 81,915,2 *) teowe 3zz 4 mm 113 2liaa 2bgaa 9,4 79,6 11,0 teowe 4bz 4 mm 113 2bgaa 4caaa 7,4 92,6 84,1 *) teowe 4zz 4 mm 113 2liaa 2bgaa 10,7 5,2 *) – niezgodność dopuszczalna, ponieważ nie wpływa niekorzystnie na funkcjonowanie złącza tablica i. wyniki oceny stopnia wypełnienia badanych złączy lutowanych (wg normy pn-en iso 18279:2003 przy założeniu wymaganego poziomu jakości c) table  i. the results of the assessment of the degree of filling of respondents brazed joints (acc. pn-en iso 18279: 2003, assuming the required level of quality c) wnioski na podstawie przeprowadzonych badań można wyciągnąć następujące wnioski: – ocena jakości złączy lutowanych oparta jedynie na badanych wizualnych może okazać się niewystarczająca (np. w połączeniach rurowych). – badania metalograficzne, które często uzupełniają badania wizualne, pozwalają na ocenę złączy od strony wewnętrznej rury, jednak nie dają możliwości pełnej oceny wielkości i rozkładu niezgodności wewnątrz całego złącza. – badania radiologiczne dają największe możliwości przeprowadzenia oceny jakości połączeń lutowanych. – na podstawie przeprowadzonych badań wykazano, że powierzchnie niezgodności występujące w badanych złączach zajmują mniej niż 30% powierzchni złącza, zatem zarówno badane złącza kielichowe i teowe spełniają wymagania poziomu jakości c wg pn-en iso 18279:2003. poziom ten został osiągnięty zarówno w złączach lutowanych z użyciem dodatkowego topnika jak i lutowanych bez niego. literatura [1] mirski z., t. piwowarczyk. analiza aktualnego stanu rozwoju technologii lutowania w polsce. przegląd spawalnictwa 2010, nr 11, s. 3-9. [2] bąkała m., wpływ drgań niskiej częstotliwości na zwilżalność podłoża w procesie spajania materiałów przez lutowanie. przegląd spawalnictwa 2010, nr 10, s. 23-26. [3] poradnik f-my harris. lutowanie twarde i miękkie. [4] beurteilung von hartlötverbindungen an kupferrohren. dki werkstoff prüfblatt nr. 811. 1982r. [5] pn-en iso 18279: 2008. lutowanie twarde niezgodności w złączach lutowanych na twardo. [6] pn-en 1057+a1:2010. miedź i stopy miedzi -rury miedziane okrągłe bez szwu do wody i gazu stosowane w instalacjach sanitarnych i ogrzewania. [7] pn-en iso 17672: 2010. lutowanie twarde – spoiwa. [8] ratajczyk e.: rentgenowska tomografia komputerowa (ct) do zadań przemysłowych. pomiary automatyka robotyka 5/2012, s. 104-113. [9] heljak m., jaroszewicz j., święszkowski w., krzysztof j. kurzydłowski k. j.: mikrotomografia rentgenowska jako metoda obrazowania w inżynierii materiałowej. serwis internetowy poświęcony badaniom nieniszczącym. serwis hyperlink www.badania-nieniszczace.info/ badania-nieniszczace-nr-01-08-2009/serwis-badania-nieniszczace-0108-2009-zawartosc.html nr 01/08/2009. [10] kułaszka a., chalimoniuk m., wieczorowski m., brzozowski d.: ocena wad i niezgodności spawalniczych metodą tomografii komputerowej ct, przegląd spawalnictwa 2015, nr 12. [11] jóźwik j., dziedzic k., wierzba w.: mikrotomograficzna identyfikacja wad powłok napawanych, przegląd spawalnictwa 2016, nr 7. 201301_pspaw_fi87.pdf 45przegląd spawalnictwa 1/2013 krajewski rkadiusz r inż rkadi z ra ew ki politechnika warszawska. stre zczenie w artykule przedstawiono wyniki badań struktury i twardości napoin uzyskanych metodami mig na falowodzie w kształcie walca ze stopu aluminium 2017 . badania miały charakter porównawczy i polegały na zestawieniu wyników uzyskanych napoin ze wspomaganiem drganiami ultradźwiękowymi oraz bez stosowania drgań. elem zaprezentowanych badań było określenie wpływu fazy drgań ultradźwiękowych na strukturę i twardość uzyskanych napoin. budowa strukturalna i twardość napoin uzyskanych z zastosowaniem drgań wykazywały zależność od ich fazy. tract he structure and hardness of the surface-welds and fusion-welds made on a 2017 aluminum alloy wa eguide using the mig method with and without the participation of ultrasonic ibrations were e amined. ross-sections of the fusions and surface-welds thus obtained were obser ed in a microscope and the hardness distributions were determined. he aim of the study was to analyze the effects of the ultrasonic ibrations applied to the melted metal pool by a ibrating substrate which in our e periments was a wa eguide. he interactions of the ultrasonic ibrations with the molten metal during its solidi cation and also with the heat-affected zone were e amined at arious phases of the ibration wa e. he ultrasonic ibrations affected the structure of weld. hese changes are strongly depended of ibration wa e phase. wpływ fazy drgań ultradźwiękowych na strukturę i twardość napoin stopu aluminium 2017a effects of the ultrasonic vibrations phase on structure  and hardness surface-welds of 2017a aluminum alloy  t p prowadzone do tej pory prace badawcze wykazują, że istnieje wyraźny wpływ drgań mechanicznych na strukturę i właściwości złączy spawanych i napoin 1 15 . niezależnie od rodzaju spawanego materiału rodzimego i metody spawania obserwuje się zmianę budowy strukturalnej zarówno w stre e przetapianej, jak i w stre e wpływu ciepła. w dostępnej literaturze przedmiotu opisane są różne sposoby wprowadzania drgań do strefy spawania. mogą to być przykładowo wibracje łuku elektrycznego 4, 5 , oddziaływanie termiczne spójnej wiązki lasera , czy bezpośrednie doprowadzanie drgań do materiału rodzimego przez odpowiednio zastosowane falowody 6 . w wielu publikacjach na ten temat niestety nie omawia się szczegółów technicznych dotyczących metod wprowadzania drgań. z punktu widzenia kontroli zjawisk i wiarygodnego ilościowego opisu ich wpływu na uzyskiwane struktury, problem ten, jak i określenie wpływu fazy, amplitudy czy częstotliwości drgań na uzyskiwane struktury, wydają się kluczowe. w pracy 7 poruszono m.in. problem poprawy spawalności stopów aluminium. utorzy uzyskali zmniejszenie wielkości ziaren, wzrost twardości w spoinie oraz ich spadek w stre e wpływu ciepła na skutek wprowadzania drgań, lecz sposób ich wprowadzania w strefę spawania niestety nie jest wyjaśniony i budzi wątpliwości co do możliwości kontroli amplitudy i dostarczanej energii. w pracy 8 omówiono spawanie metodą g stopu aluminium 7075 o wysokiej wytrzymałości poddawanego drganiom mechanicznym o częstotliwości od 105 do 2050 z. zaobserwowano zmniejszenie podatności na gorące pękanie stopiwa przy zastosowaniu drgań 1025 i 2050 z. drgania o częstotliwości 105 z spowodowały zaś wzrost podatności na pęknięcia gorące. 46 przegląd spawalnictwa 1/2013 dzięki zastosowaniu drgań od 1025 do 2050 z podczas spawania stopu aluminium 7075 uzyskano strukturę o mniejszych ziarnach niż w przypadku użycia niższej częstotliwości drgań, a tym bardziej w porównaniu do gruboziarnistej struktury złączy spawanych bez drgań. zastosowanie drgań mechanicznych w procesach spawalniczych prowadzące do poprawienia struktury i właściwości złączy zaprezentowano także w pracach 14 . można zauważyć, że głównym problemem podczas stosowania drgań mechanicznych w procesach spawalniczych jest techniczna trudność związana z bezpośrednią bliskością źródła ciepła oraz pola wysokich temperatur w materiale spawanym. generalnie można stwierdzić, że odpowiednio wykorzystane drgania mechaniczne mogą korzystnie wpływać na strukturę i właściwości mechaniczne poszczególnych stref złączy spawanych. w opracowaniu 15 omówiono zastosowanie drgań ultradźwiękowych do wspomagania spawania laserowego, co pozwoliło uzyskać bardziej równomierny kształt lica, zwiększyć głębokość wtopienia oraz zmniejszyć prawdopodobieństwo powstawania pęknięć i porowatości przez zmniejszenie turbulentnego przepływu w jeziorku. osiągnięcie pożądanych zmian struktury i właściwości złączy czy napoin z zastosowaniem drgań wymaga pełnej kontroli ich przebiegu, kierunku wprowadzania, jak i sterowania cyklem cieplnym. ylko w nielicznych publikacjach można znaleźć zasygnalizowany wpływ parametrów drgań na budowę i właściwości struktur spawalniczych 11 15 . na podstawie wcześniej przeprowadzonych badań własnych 1 3 wykazano, że faza wprowadzanych drgań do spawanego obiektu może determinować uzyskanie pożądanego lub szkodliwego efektu zmian w określonej stre e złącza. w niniejszej publikacji podjęto próbę wstępnej analizy termomechanicznej oddziaływania drgań ultradźwiękowych znajdujących się w określonej fazie. znane są również z literatury 17, 18 zastosowania oddziaływania oscylacji ciśnienia plazmy, które umożliwia jednorodne rozproszenie ceramicznej fazy umacniającej w kąpieli metalicznej jeziorka spawalniczego podczas wytwarzania napoin kompozytowych. en sposób wprowadzania oscylacji jest niezależny od fazy drgań nie wymaga stosowania falowodu i należy się spodziewać, że może korzystnie wpływać na strukturę niezależnie od rozmiaru obrabianego obiektu. dk ztałcenia i napr żenia wywołane drganiami ltrad wi kowymi by wybrać charakterystyczne i reprezentatywne zarazem miejsca przeprowadzenia badań strukturalnych i pomiarów twardości, wykonano także teoretyczną analizę przebiegu drgań odkształceń/przemieszczeń oraz naprężeń w falowodzie poddawanym drganiom ultradźwiękowym o mocy 2,5 kw, częstotliwości 20 k z i amplitudzie 10 m. do opisu zjawisk związanych z wprowadzaniem drgań przyjęto następujące dane materiałowe: amplituda drgań podłużnych 10-5 m, długość fali λ 0,254 m równa długości falowodu, częstotliwość drgań f 20 k z, gęstość stopu aluminium 2017 2800 kg/m3, prędkość fali c 5080 m/s, współczynnik poissona ȟ 0,33, moduł ounga 72,5 gpa. do wyznaczenia przebiegów odkształceń przemieszczeń w zależności od współrzędnej długości falowodu z 0-λ zastosowano klasyczne ujęcie matematyczne ruchu drgającego bez uwzględnienia tzw. zjawisk nieliniowych związanych z ograniczonymi wymiarami drgającego ośrodka czy tłumieniem. przemieszczenia podłużne i poprzeczne na skutek przebiegu fali stojącej drgań, jaka tworzy się w falowodzie o długości λ, opisują zależności: 2 gdzie: jest kątem przesunięcia fazowego 0, 2π . w celu wyznaczenia naprężeń od ciśnienia akustycznego p, podłużnych , poprzecznych τ i zredukowanych wg hipotezy ubera z wykorzystano formuły: 3 na rysunkach 1 i 2 przedstawiono wyniki analizy drgań mechanicznych, generujących w falowodzie określone przemieszczenia odkształcenia i naprężenia. jak można zauważyć na podstawie powyższych wyników, występuje symetria w następujących obszarach: 1/4λ i 3/4λ oraz λ równe 0, 1/2λ i λ. by badania były reprezentatywne dla charakterystycznych miejsc falowodu o długości λ 0,254 m, wystarczy zatem wykonać badania struktury i twardości w dwóch tylko obszarach w odległości z 1/2λ 0,127 m i z 3/4λ 0,1 05 m od zamocowania falowodu do układu drgającego. ry 1 przemieszczenie podłużne i poprzeczne w falowodzie ig 1 ongitudinal displacement and trans ersal displacement in a wa eguide 47przegląd spawalnictwa 1/2013 ry 2 ozkład naprężeń osiowych s, poprzecznych τ i zredukowanych z ig 2 distribution of a ial stresses , trans erse stresses τ, and reduced stresses z in a wa eguide prace adawcze przeprowadzone zostało napawanie metodą mig z falowodem ze stopu aluminium 2017 p 6 , który miał formę walca o średnicy 45 mm i długości 254 mm. jego długość była równa długości fali ultradźwiękowej o częstotliwości ok. 20 k z w tym stopie. zyskano w ten sposób falowód o długości pojedynczej fali drgań 1λ. badania miały charakter porównawczy, a więc porównywano struktury i twardość uzyskanych napoin z udziałem drgań oraz bez nich. w celu przeprowadzenia eksperymentu skon gurowano stanowisko badawcze składające się z falowodu sprzężonego z przetwornikiem ceramicznym połączonym z generatorem ultradźwiękowym o mocy 2,5 kw za pomocą koncentratora o wzmocnieniu 1/1, źródła rmy fronius dition do spawania metodą mig, a także z zestawu do zmechanizowanego spawania prostoliniowego rmy fronius rys. 3 . zestaw do zmechanizowanego spawania został sprzężony z urządzeniami spawalniczymi w taki sposób, aby zajarzanie łuku oraz moment rozpoczęcia przejazdu głowicy były zsynchronizowane. chwyt spawalniczy w obu przypadkach był osadzony na ramieniu przymocowanym do zestawu mechanizacyjnego i ustawiony jak do spawania w pozycji podolnej, a oś uchwytu spawalniczego była ustawiona w pionie. do napawania metodą mig został użyty drut lmg5 o średnicy 1,2 mm. proces został także całkowicie zautomatyzowany przez zsynchronizowanie zmechanizowanego przesuwu uchwytu spawalniczego wzdłuż wykonywanego napawania. wydatek argonu wynosił 17 l/min, natężenie prądu 167 , napięcie łuku 1 ,4 , a prędkość spawania 0,0127 m/s 0,73 m/min . każda z kolejnych napoin była układana wzdłuż tworzącej walca, co 45 , aby uniknąć wzajemnego wpływu cyklów cieplnych poszczególnych napoin. wysokość lica napoiny wynosiła 3 5 mm i zmieniała się w zależności od współrzędnej z. w odległości z 0,1 05 m od czoła falowodu nastąpiło zapadnięcie się lica o ok. 1 mm rys. 5c . natomiast dla współrzędnej z 0,127 m nastąpiła dekompozycja lica spowodowana prawdopodobnie osiągającym maksimum odkształceniem rys. 5b . napoina ułożona bez udziału ultradźwięków cechowała się stałą wysokością nadlewu lica wynoszącą ok. 4 mm. na całej jej długości widoczne są pory w znacznie większej ilości niż w przypadku napoiny uzyskanej ze wspomaganiem drgań. po napawaniu metodą mig wykonano zgłady metalogra czne w wytypowanych powyżej przekrojach poprzecznych z 0,127 m i z 0,1 05 m , które poddano później obserwacjom mikroskopowym i pomiarom mikrotwardości. makrowidoki i pro le uzyskanych napoin zamieszczono na rysunkach 4 7. ry 3 stanowisko do prób eksperymentalnych z układem drgającym: 1 głowica spawalnicza, 2 pozycjoner, 3 falowód, 4 przetwornik ultradźwiękowy, 5 koncentrator o wzmocnieniu 1/1 ig 3 perimental set-up with ibrating system: 1 welding torch, 2 linear manipulator, 3 wa eguide, 4 ultrasonic transducer, 5 concentrator ry 4 widok napoiny: a bez drgań, b z drganiami z 0,127 m, c z drganiami z 0,1 05 m ig 4 mig produced weld iew: a without ibrations, b assisted with ultrasonic ibrations in the 0.127m 1/2 region, c with ibrations in the 0.1 05 m region 3/4 ry 5 pro l napoiny: a bez drgań, b z drganiami z 0,127 m, c z drganiami z 0,1 05 m ig 5 pro le of the weld obtained by the mig method: a without the ibrations, b with ultrasonic ibrations within the region z 0.127 m 1/2 , c with ultrasonic ibrations in the region z 0.1 05 m 3/4 a b c a b c 48 przegląd spawalnictwa 1/2013 ry 9 ozkład temperatury w falowodzie podczas spawania metodą mig ig 9 distribution of the temperature in mig welding jak widać na zdjęciach powstałych napoin, przebieg fali ultradźwiękowej miał istotny wpływ na wygląd lica, jego szerokość i nadlew. krytyczne zmiany rys. 4 6 widoczne są w pobliżu węzłów z 0,1 05 m oraz przy strzałce drgań z 0,127 m . już po oględzinach zewnętrznych uzyskanych napoin można zauważyć, że w obszarach maksymalnej deformacji falowodu z 0, z 0,127 m oraz z 0,254 m występują „osmalenia” świadczące o zaburzeniach w ochronie gazowej i piłokształtna dekompozycja lica. w przypadku zastosowania drgań uzyskano szerokość lica dla z 0,127 m 8,5 mm, zaś dla z 0,1 05 m 7,5 mm. można zatem przypuszczać, że drgania ultradźwiękowe powodują zjawisko podobne do zasysania bocznego powietrza pomimo występowania nadmuchu argonu z dyszy gazowej palnika. prawdopodobnie tworzy się wówczas „poduszka powietrzna” w wyniku ciśnienia akustycznego drgań. jest to proces niepożądany i nasila się w miejscach strzałki drgań, gdzie dodatkowo występują naruszenia ciągłości lica na skutek dekompozycji mechanicznej. by temu zaradzić, należałoby proces spawania prowadzić w komorze z argonem. yniki pomiar w twardo ci pomiary twardości wykonano metodą ickersa pod obciążeniem 100 g. na rysunku 8 zestawiono reprezentatywne rozkłady twardości na charakterystycznych przekrojach poprzecznych napoin układanych metodą mig. każdy z punktów na wykresie jest średnią z czterech pomiarów. pomiary twardości nie wykazały zasadniczych różnic pomiędzy napoinami uzyskanymi z udziałem drgań ry 6 przekrój poprzeczny napoin: a bez drgań, b z drganiami z 0,127 m, c z drganiami z 0,1 05 m ig 6 ross-section of the mig welds: a without ultrasounds, b with the participation of ultrasounds at z 0.127 m 1/2 , c with the participation of ultrasounds at z 0,1 05 m 3/4 a b c ry 7 mikrogra e pow. 200 napoin układanych metodą mig: a bez drgań, b z drganiami z 0,127 m 1/2 , c z drganiami z 0,1 05 m 3/4 ig 7 micrograph magn. 200 of the mig welds: a without ultrasounds, b with the participation of ultrasounds z 0,127 m 1/2 , c with the participation of ultrasounds z 0,1 05 m 3/4 a b c ry 8 zestawienie rozkładów twardości na przekrojach poprzecznych uzyskanych napoin; z drganiami, w bez drgań, dz działki na osi : a z 0,127 m, 180 m/dz, w 210 mm/dz; b z 0,1 05 m, 250 m/dz, w 250 m/dz ig 8 ardness distributions on trans erse cross-sections of the welds produced by with the assistance of ultrasounds, b without ultrasounds, di di isions on the a is: a 180 m/ di , b 210 mm/di ; b 250 m/di , b 250 m/di i bez nich. można jednak zauważyć, że zastosowanie drgań ultradźwiękowych powoduje pewne „spłaszczenie rozkładu”, czyli bardziej równomierne rozłożenie wartości twardości niezależnie od współrzędnej pomiaru. ponadto drgania powodują niewielkie obniżenie krzywej rozkładu i większy spadek twardości w sw napoiny dla współrzędnej z 0,1 05 m. pod mowanie by właściwie zinterpretować budowę strukturalną charakterystycznych obszarów napoin uzyskanych metodą mig rys. 7 , należy określić wpływ temperatury maksymalnej cyklu cieplnego w określonym miejscu napoiny i odnieść go do fazy drgań ultradźwiękowych 16 . w tym celu wykreślono rozkład temperatury w zakresie likwidus-solidus 645 510o w zależności od przyjętych parametrów spawania, właściwości 49przegląd spawalnictwa 1/2013 termicznych zastosowanego stopu 2017 oraz współrzędnych kartezjańskich procesu. na rysunku przedstawiono wyniki takiej analizy dla średnich współrzędnej położenia y 0,001 m związanej z głębokością w odległości z 0,002 m od źródła ciepła. wynika z niej, że odległość pomiędzy frontem krystalizacji determinowanym temperaturą krzepnięcia a temperaturą topnienia wynosi niewiele ponad 0,001 m. zaprezentowane wyniki tej analizy nie uwzględniają wymiany ciepła z otoczeniem ani radiacji, mogą zatem być traktowane jedynie jako przybliżenie górnej granicy możliwych wartości. niemniej jednak można pokusić się o pewne podsumowanie, gdy porównamy strukturę z rysunku 7b z otrzymanymi wynikami analizy. otóż wyraźnie widać, że w przypadku napoiny uzyskanej nio ki na podstawie przeprowadzonych badań można wyciągnąć następujące wnioski: zastosowanie podłużnych drgań ultradźwiękowych o dużym natężeniu w procesie spawania przynosi korzystne efekty w budowie strukturalnej napoin jedynie w fazie będącej nieparzystą wielokrotnością 1/4λ, czyli w miejscach występowania węzłów drgań. ponadto występuje w tym przypadku niewielkie wklęśnięcie lica spowodowane prawdopodobnie ściskającymi naprężeniami wywołanymi w węzłach. występują wtedy korzystne efekty w postaci rozdrobnienia ziarna i zmniejszenie porowatości. literat ra 1 krajewski .: wspomaganie procesów spawalniczych drganiami mechanicznymi, zeszyt naukowy nr 22 , s. 33-51 seria mechanika , pt. innowacje w technikach spajania, o cyna wydawnicza politechniki warszawskiej, 200 . 2 krajewski .: badanie wpływu pola ultradźwiękowego na budowę i właściwości struktur spawalniczych, zeszyt naukowy nr 230, s. 71-82 seria mechanika , pt. spajanie materiałów we współczesnej technice, o cyna wydawnicza politechniki warszawskiej, 2010. 3 krajewski .: drgania mechaniczne w procesach spawalniczych, przegląd spawalnictwa nr 6, s. 37-42, 2011. 4 ongbiao ., minsheng w., uming ., ongwei .: ltrasonic generation by e citing electric arc: tool for grain renement in welding process, pplied physics etters, 8 , 131504, 2006. 5 ei . ., wang z.w., hen .z.: ffect of arc ultrasound on microstructures and mechanical properties of plasma arc welded joints of si p/ l mm s, ransactions of nonferrous metals society of hina, 21, s. 272-277, 2011. 6 farrow m.: aser/ultrasonic welding techni ue, nited states patent 43306 , 1 82. 7 wengong d.: ffects of high-intensity ultrasonic-wa e emission on the weldability of aluminum alloy 70766, materials etters 57, s. 2447-2454, 2003. w strzałkach drgań dla całkowitych wielokrotności 1/2λ obserwuje się powstawanie dyskwali kującej dekompozycji lica i bardzo wyraźną strukturę pasmową spoin/napoin. jest to prawdopodobnie wynikiem występowania naprężeń rozciągających w przypadku stopu 2017 o wartości ok. 13 mpa , co na pograniczu temperatury krzepnięcia i topnienia powoduje przekroczenie spójności materiału lica. zastosowanie drgań w „strzałkach” drgań powoduje ponadto utratę skutecznej osłony gazowej, przyczyniając się do nasilenia porowatości. 8 dong ., ang ., dong ., kou s.: impro ing arc joining of l to steel and l to stainless steel, materials science and ngineering, 534, s. 424-435, 2012. balasubramanian k.: studies on the effect of ibration on hot cracking and grain size in 7075 aluminum alloy welding, international journal of ngineering science and echnology, ol. 3, no. 1, jan. 2011. 10 ingmei ., ong z., oling s., feipeng ., ijie z.: in uence of ultrasonic ibration on mechanical properties and microstructure of 1 r18n i stainless steel, materials and design, 28, s. 1 4 -1 52, 2007. 11 ui ., u . ., an .: ffect of ultrasonic ibration on unmied zone formation, scripta mater. 55, s. 7578, 2006. 12 wengong d.: ffects of high-intensity ultrasonic-wa e emission on the weldability of aluminum alloy 70766, materials etters 57, s. 2447-2454, 2003. 13 kim. s., watanabe ., oshida .: ltrasonic ibration aided laser welding of l alloys: impro ement of laser weldinguality, department of precision production ngineering and facility of ngineering, hiba ni ersity, japan, journal of aser pplications, 1 5. 14 weite w.: in uence of ibration fre uency on solidi cation of weldments, scripta mater. 42, s. 661-665, 2000. metodą mig ze wspomaganiem drganiami można ustalić odległość między kolejnymi frontami krystalizacji 0,0005 m, a więc dwukrotnie mniej niż wynika to z wykresu na rysunku . warto zauważyć także, że w przypadku swobodnego krzepnięcia napoiny uzyskanej bez udziału drgań rys. 7a , jak i dla napoiny krzepnącej rys. 7c w węźle drgań z 0,1 05 m nie obserwuje się występowania budowy „pasmowej”. w wyniku zastosowania drgań ultradźwiękowych dużej mocy występujących w strzałce z 0,127 m energia kinetyczna cząstek ciekłego jeziorka jest maksymalna, co prawdopodobnie jest przyczyną rozbijania frontów krystalizacji. obserwujemy zatem wyraźnie układające się pasmowo obszary. 50 przegląd spawalnictwa 1/2013 15 zhiwu .j. ., gaohui w. ., kong s. .: interface structure of ultrasonic ibration aided interaction between znl alloy and l2o3p/6061 l composite, omposites science echnology, no 65, 2005. 16 hon ., hin m. .: sm and book ol. 6, welding and soldering, eat flow in fusion welding, 1 3. 17 włosiński w., hmielewski .: wpływ rodzaju umocnienia ceramicznego chromowych powłok ochronnych nakładanych plazmowo na ich zwilżalność szkłem, kompozyty ogólnopolskie specjalistyczne czasopismo naukowo-techniczne, wydawnictwo politechniki zęstochowskiej, ocznik 2, nr 5, 2002. 18 włosiński w., hmielewski .: plasma-hardfaced chromium protecti e coatings effect of ceramic reinforcement on their wettability by glass, d ances in science and echnology 32, s. 253-260, 2003. poniższe artykuły zostaną opublikowane 2/2013 miesięcznika naukowoechnicznego przegląd spawalnictwa sławomir krajewski, jerzy nowacki właściwości połączeń spawanych ze stali dwufazowych – dp w pracy przedstawiono wyniki analizy wartości równoważnika węgla e stali dwufazowych dp ze stalami wielofazowymi p i ip, konwencjonalnymi o wysokiej granicy plastyczności do obróbki plastycznej na zimno d bd d i o podwyższonej granicy plastyczności w stanie ulepszonym cieplnie. przedstawiono również wyniki badań metalogra cznych i wybranych właściwości mechanicznych złączy spawanych metodą spawania g w stali dwufazowych: dp600z140 m, dp800z140 m i dp1000z140 m. echosław uz, ndrzej kolasa wpływ wybranych parametrów spawania łukowego na spawalność odlewniczych stopów magnezu w artykule przedstawiono wpływ wybranych parametrów spawania łukowego na jakość złączy spawanych odlewniczych stopów magnezu należących do grupy mgl-zn. w badaniach zastosowano dwie metody spawania łukowego w osłonie gazów obojętnych: elektrodą topliwą mig i nietopliwą ig . przedstawiono wyniki obserwacji wizualnych wykonywania złączy doczołowych, orazich ocenę makroskopową. w pracy skoncentrowano się na określeniu wpływu takich parametrów jak: rodzaj i natężenie prądu, napięcie łuku i prędkość spawania na wartość energii liniowej wykonywanych złączy oraz ich jakość brak pęknięć gorących i porowatości . dariusz fydrych, jerzy łabanowski zastosowanie techniki ściegu odpuszczającego do spawania mokrego w artykule przedstawiono zastosowanie techniki ściegu odpuszczającego do poprawy właściwości złączy ze stali konstrukcyjnych wykonywanych w warunkach mokrego spawania pod wodą. scharakteryzowano istotę spawania mokrego elektrodami otulonymi oraz ideę zmiany struktury i własności złączy spawanych poprzez nakładanie ściegów odpuszczających. przedstawiono metodykę oraz wyniki badań metalogra cznych i twardości próbek ze stali konstrukcyjnej o podwyższonej wytrzymałości z napoinami próbnymi wykonanymi pod wodą. stalono, że zastosowana technika może stanowić sposób zmniejszenia twardości napoin w warunkach praktycznych. wyznaczono również optymalny zakres odległości między napoinami podziałki . krzysztof pańcikiewicz, dmund asak charakter pękania połączeń spawanych stali 7crmovtib10-10 (t24) w artykule omówiono pękanie połączeń spawanych stali 7 rmo ib10-10 24 , stosowanej na ściany szczelne w kotłach energetycznych, pracujących przy parametrach nadkrytycznych. jednym z powodów pękania, ze względu na mikrostrukturę materiału spawanego, może być negatywne oddziaływanie wodoru, zarówno podczas spawania, jak i eksploatacji. stosowanie obróbki cieplnej po spawaniu poprawia właściwości plastyczne złączy, ale może wywoływać również pękanie relaksacyjne. 201208_pspaw.pdf 7przegląd spawalnictwa 8/2012 sławomir morel koszty wytwarzania powłok metodami natryskiwania cieplnego coating maufacturing costs   with the use of thermal spraying methods  dr inż. sławomir morel – politechnika częstochowska. streszczenie opisano przeznaczenie i zakres zastosowania powłok natryskiwanych cieplnie. przedstawiono przybliżoną kalkulację kosztów wytwarzania powłok metodami płomieniowej i elektrycznej metalizacji natryskowej oraz natryskiwania plazmowego. określono zużycie materiałów powłokowych (w kg/m2 na 0,1 mm grubości powłoki) przez wprowadzenie współczynnika korygującego stanowiącego stosunek gęstości najczęściej stosowanych materiałów powłokowych względem gęstości stali (przeciętne zużycie stali na wytworzenie powłoki o grubości 0,1 mm wynosi 1 kg/m) oraz przytoczono ceny (w euro) ważniejszych materiałów powłokowych, zużywanych mediów, energii elektrycznej oraz ludzkiej pracy. zestawiono wydajność krajowych palników metalizacyjnych (gazowych i elektrycznych) oraz plazmotronu i podajnika proszków oraz uzyskane wyniki pomiarów dotyczące sprawności osadzania się na metalowym podłożu ważniejszych materiałów natryskiwanych plazmowo. abstract the paper presents the purpose and scope of thermal sprayed coating applications. it shows the approximate cost calculation of producing a coating by flame, electric and plasma spraying. it is specified the consumption of coating materials (in kg/m2 to 0.1 mm thickness) by a correction factor which is the ratio of the density of the most commonly used coating materials relative to the density of steel (the average consumption of steel to produce the film with a thickness of 0.1 mm is 1 kg/m) and quoted prices (in euro) of the most important coating materials consumed media, electricity and labour. it is also summarizes the performance of the domestic torches and guns (gas and electric, the plasmatron and the powder feeders. the results of measurements of the efficiency of deposition on a metal substrate the major plasma sprayed materials are also presented. wstęp pierwsze prace z zakresu natryskiwania cieplnego powłok dotyczyły wytwarzania warstw z cynku, w celu ochrony przed korozją wyrobów stalowych. dalszy rozwój metod natryskiwania cieplnego to regeneracja i nadawanie częściowo zużytym, jak i nowo produkowanym elementom maszyn i urządzeń dużej twardości i odporności na zużycie (również w podwyższonej temperaturze) oraz pożądanych właściwości cieplno-optycznych, katalitycznych, elektrycznych itd. wytwarzanie powłok o tych właściwościach stało się możliwe dzięki użyciu specjalnych materiałów powłokowych i zastosowaniu techniki plazmowej do procesów natryskiwania powłok. przede wszystkim wykorzystuje się trudnotopliwe, supertwarde: węgliki, azotki, borki, tlenki oraz niektóre metale i stopy z tego powodu, że plazma nie nakłada żadnych ograniczeń na temperaturę topliwości stosowanych materiałów, a możliwość jej wytwarzania z dowolnych płynów – na właściwości chemiczne tych materiałów. ze względu na wszechstronność zastosowań metody natryskiwania cieplnego (płomieniowego, elektrycznego, plazmowego, laserowego, detonacyjnego itd.) podstawową rolę w kształtowaniu właściwości powierzchniowych wyrobów oraz wytwarzaniu przedmiotów (np. wolframowych dysz silników odrzutowych i rakiet). procesy natryskiwania cieplnego mogą być realizowane zarówno w warsztatach, jak i w miejscach eksploatacji urządzeń, bez potrzeby ich demontażu z miejsc a stałej pracy. powłoki można nakładać ze wszystkich materiałów, które pod wpływem doprowadzonej energii ulegają stopieniu bądź nadtopieniu. powłoki natryskiwuje się 8 przegląd spawalnictwa 8/2012 w zasadzie na wszystkie materiały, jak: metale i stopy, ceramikę, szkło, drewno, a nawet wyroby tekstylne. wiele zastosowań powłok natryskiwanych cieplnie stwarzają zużywające się elementy maszyn i urządzeń. ostatnio obserwuje się też intensywny rozwój zastosowań powłok do intensyfikacji procesów wymiany ciepła, dopalania i usuwania trucizn (nox). kalkulacja kosztów wytwarzania powłok obecnie trudne jest zaproponowanie jednoznacznych zaleceń – jakie zastosować materiały, jakiego użyć urządzenia, przy jakich wartościach parametrów realizować procesy natryskiwania, by uzyskać funkcjonalne powłoki. w zakresie kosztów wytwarzania powłok można posługiwać się średnimi cenami zakupu materiałów powłokowych, gazów i energii oraz wynagrodzenia pracowników, które umożliwiają obliczenie kosztów materiałowych i robocizny. w niniejszym opracowaniu, ze względu na wszechstronność zastosowań metalizacji natryskowej oraz natryskiwania plazmowego (plazma łukowa) w procesach wytwarzania powłok, obliczenia wykonano tylko w odniesieniu do tych metod. w kalkulacji kosztów nie będą uwzględnione: narzuty, koszty administracyjne i zakładowe itd. zużycie materiałów na powłoki określenie zapotrzebowania na materiały jest pierwszą czynnością przed wykonaniem kalkulacji, gdyż zużycie materiałów rzutuje na koszty, określa wydajność poszczególnych operacji oraz wyznacza czas niezbędny do przeprowadzenia poszczególnych faz procesu wytwarzania powłok. podstawą obliczeń ilości zużytych materiałów są kształt i wymiary natryskiwanej powierzchni. mnożąc grubość poszczególnych warstw powłoki przez powierzchnię i wartość współczynnika korekcyjnego, określa się potrzebne ilości materiałów na powłoki. wartość współczynnika korekcyjnego zależy bezpośrednio od stosunku gęstości właściwej materiałów powłokowych względem gęstości stali, dla której wartość tego współczynnika wynosi 1,0. dla najczęściej stosowanych materiałów powłokowych wartości współczynnika korekcyjnego wynoszą odpowiednio, dla: aluminium – 0,5; cynku – 1,0; ołowiu – 2,0; molibdenu – 1,0; stali chromowej1,0; tlenku aluminium – 0,5; tlenku chromu – 0,7; węglika wolframu – 1,5; węglika chromu – 1,2. przez powierzchnię natryskiwanych wyrobów należy rozumieć jej rzeczywistą wartość, na której osadza się powłokę – przykładowo: rzeczywista powierzchnia ściany szczelnej kotła zbudowana w układzie rura-płetwa-rura jest ok. 1,7 raza większa od jej rzutu na powierzchnię. w przypadkach natryskiwania powłok na elementach małogabarytowych należy uwzględnić straty materiałów, ponieważ szerokość śladu natryskowego wynosi ok. 20 mm (przy odległości plazmotronu od podłoża ok. 100 mm). powszechnie przyjmuje się, że do natryskiwania 1 m2 stalowej powłoki zużywa się 1 kg stali bądź odpowiednio: 0,5 kg al lub al2o3, ewentualnie 0,7 kg cr2o3 (co wynika z wartości współczynnika korekcyjnego). kształt i wymiary natryskiwanej powierzchni oraz parametry procesów natryskiwania decydują o sprawności osadzania natryskiwanych materiałów powłokowych (tabl. i) [1] tablica i. optymalne parametry plazmowego natryskiwania powłok wytwarzanych z użytych w badaniach materiałów powłokowych [1, 4] table i. plasma sparying optimal paramters for tested coating materials [1, 4] materiał powłokowy parametry natryskiwania efektywność osadzania proszków % napięcie/natężenie prądu zużycie gazów plazmotwórczych odległość plazmotronu od powierzchniar h2 v / a dm3/min dm3/min mm al2o3 al2o3 + 10% nial al2o3 + 25% nial al2o3 + 40% nial 55 / 450-500 57 / 450-500 60 / 450-500 60 / 450-500 50 50 50 50 10 8 7 7 130 120 110÷120 110 80÷85 80 82 87 cr2o3 cr2o3 + 10% nial cr2o3 + 25% nial cr2o3 + 40% nial 60 / 500-550 60 / 450-500 60 / 450-500 60 / 450-500 45÷50 50 50 50 10 12 12 10 90÷110 110 100 120 62÷65 67 67 70 zro2 zro2 + 10% nial zro2 + 25% nial zro2 + 40% nial 65 / 550-600 65 / 550-600 65 / 550-600 65 / 550-600 45 42 42 43 15 15 12 14 120 120 120 120 47÷52 51 54 55 cr3c2 + 10% nial cr3c2 + 25% nial cr3c2 + 40% nial 60 / 450-500 60 / 450-500 60 / 450-500 45 45 45 17 17 18 80 80 80 89 90 92 9przegląd spawalnictwa 8/2012 tablica ii. koszty gazów, energii elektrycznej, robocizny oraz koszty ogólne dla procesów nakładania powłok różnymi metodami [2] table. ii. costs of gases, electric energy, labour and general in different methods of spraying [2] wyszczególnienie urządzeń, gazów i ich zużycia koszty, eur robocizna eur/h koszty ogólne eur/h cena jednostkowa koszt za godzinę, eksploatacji obróbka strumieniowo-ścierna – kabina – ø dyszy 9 mm – powietrze 360 m3/h 0,07 20 25 75 metalizacja natryskowa palnik płomieniowy – na proszek: tlen 1 m3/h – acetylen 1 m3/h palnik płomieniowy na drut – powietrze 60 m3/h – tlen 1 m3/h – acetylen 1 m3/h pistolet elekryczny na drut – energia elektryczna 25 v, 400 a = 10 kwh – powietrze 90 m3/h 2,2 8,5 0,07 2,2 8,5 1 0,07 2,2 8,5 4,2 2,2 8,5 10 6,3 28 30 32 75 75 70 plazmotron – energia elektryczna 35 v, 400 a = 14 kwh – azot 2,5 m3/h – wodór 0,7 m3/h 1 2,0 2,0 14 5,0 1,4 35 85 tablica iii. wydajność krajowych palników i pistoletów metalizacyjnych [3] table iii. efficiency of domestic torches and guns for metalization [3] typ i rodzaj urządzenia wydajność natryskiwania, kg/h zużycie gazów natryskiwany metal stal aluminium cynk palnik płomieniowy metal – 84 (drut) 2,0 1,8 12,0 powietrze 0,9 m3/h tlen 1,5 m3/h acetylen 0,8 m3/h palnik płomieniowy pdw – 84 (drut) 5,0 19,5 powietrze 1,0 m3/h tlen 2,3 m3/h acetylen 1,1 m3/h pistolet elektryczny bm – g 84 5÷15 2,5÷8,5 4÷20 powietrze 1 m3/h energia elektryczna 15 kwh pistolet elektryczny bm – g 88 5÷15 2,5÷8,5 4÷20 powietrze 1 m3/h energia elektryczna 15 kwh ceny najczęściej stosowanych materiałów powłokowych [2] do dalszych rozważań przyjęto średnie ceny materiałów powłokowych w euro (wg cen z 2005 r.). wynoszą one: – stal chromowa: proszek – 54 eur, drut – 38 eur, – stal chromowo-niklowa: proszek – 78 eur, drut – 65 eur, – aluminek niklu: nial (95-5) proszek – 120 eur, nial (70-30) proszek – 130 eur, nial (80-20) drut – 150 eur, – aluminium: drut – 15 eur – cynk: drut – 20 eur – brąz: drut – 60 eur, – węglik wolframu: w2c proszek – 150 eur, wc proszek – 170 eur, wc-co (88-12) proszek – 190 eur, wc + (nicrbsi) proszek – 108 eur, – węglik chromu: cr3c2 proszek – 150 eur, cr3c2 +ni(83-17) proszek – 170 eur, cr3c2 + (nicrbsi) proszek – 140 eur, – tlenek glinu: al2o3 + tio2 (87-13) proszek – 80 eur, – tlenek chromu: cr2o3 proszek – 90 eur, – tlenek cyrkonu: zro2 + mgo (75-25) proszek – 80 eur. obecne ceny oraz ceny krajowych materiałów powłokowych mogą istotnie różnić się od wymienionych wartości, są to ceny średnie obliczone na podstawie dostepnych autorowi cenników producentów materiałów przeznaczonych na powłoki. koszty wytwarzania o wartości kosztów wytwarzania oprócz kosztów materiałów dla przyjętej metody natryskiwania i zastosowanych w związku z tym urządzeń decydują: – ceny gazów i energii i ich jednostkowe zużycie, – koszty robocizny, – koszty ogólne, których wartość może przekroczyć koszty bezpośrednie. dla wyszczególnionych urządzeń przytoczono wartości kosztów wynikających ze zużycia gazów, energii elektrycznej i powietrza (tabl. ii) [2]. wydajność natryskiwania wydajność natryskiwania zależy od metody wytwarzania powłok, rodzaju użytych materiałów i wydajności stosowanych urządzeń. dla krajowych palników i pistoletów metalizacyjnych orientacyjną wydajność podano w tablicy iii [3]. celem wyznaczenia wydajności natryskiwania plazmowego w kg/h, należy pomnożyć ilość materiału podawanego przez podajnik proszków (dla pistoletów metalizacyjnych przyjmuje się sprawność 100%). powstała wartość iloczynu wyznacza ilość osadzającego się materiału tworzącego powłokę, w kg/h (tabl. iv kol. i). 10 przegląd spawalnictwa 8/2012 tablica iv. optymalne parametry eksploatacji podajnika materiałów powłokowych i ich wydajności [1] table iv. optimal paremeters and efficiency of powder feeder [1] materiał powłokowy napięcie prądu v wydatek gazu transportującego proszek dm3/min ilość podawanego materiału kg/h nial 180÷200 20 2,64 al2o3 al2o3 + 10% nial al2o3 + 25% nial al2o3 + 40% nial 150÷170 160 160 160 16÷17 15÷16 14 15 1,32 1,34 1,50 1,53 cr2o3 cr2o3 + 10% nial cr2o3 + 25% nial cr2o3 + 40% nial 160÷180 150 150 150 16÷17 15 15 15 1,44 1,34 1,28 1,36 zro2 zro2 + 10% nial zro2 + 25% nial zro2 + 40% nial 160÷170 150 150 150 18 18 18 18 1,50 1,65 1,60 1,45 cr3c2 + 10% nial cr3c2 + 25% nial cr3c2 + 40% nial 160 160 160 20 21 20 2,61 2,80 2,59 literatura [1] morel s.: opracowanie i wdrożenie technologii plazmowego natryskiwania powłok. sprawozdanie z pracy bz – 12 – 8/86 cpbr 2.4. politechnika częstochowska 1990, niepublikowane. [2] smolka k.: natryskiwanie cieplne. poradnik dla praktyków seria techniki spawalnicze, t. 15, dusseldorf 1985. [3] brennek j.: nowe pistolety do natryskiwania cieplnego. materiały konferencyjne sitph, komitet eksploatacji maszyn i urządzeń eksplohut’ 88, beskid śląski 1988. [4] morel s.: powłoki natryskiwane cieplnie, wyd. politechniki częstochowskiej, częstochowa 1997. [5] morel s.: application of plasma-sprayed coatings in heat absorption by radiated walls. archiwum energetyki tom xli nr 3-4/2011 s. 111-126. [6] morel s.: zastosowanie powłok w hutniczych urządzeniach grzewczych. hutnik, wiadomości hutnicze nr 5/2011 s. 449-452. by wyznaczyć wartość wydajności natryskiwania powłoki danym rodzajem materiału powłokowego (w m2 /h) należy pomnożyć ilość osadzającego się materiału w kg/h przez wartość współczynnika korekcyjnego dla tego materiału. otrzymana wartość dotyczy wydajności natryskiwania powłoki (w m2/h) o grubości 0,1 mm. w celu wyznaczenia wydajności natryskiwania powłoki o pożądanej grubości (np. 0,3 mm) należy otrzymany wynik (wyrażony w m2/(h • 0,1 mm) podzielić przez grubość powłoki, a ściślej przez hipotetyczną) liczbę warstw o grubości 0,1 mm (tj. 3). otrzymuje się więc wydajność na godzinę natryskiwania danej powłoki o pożądanej grubości. umożliwia to wyznaczenie niezbędnego czasu do wykonania powłoki na przedmiocie (elemencie) o znanej powierzchni. spotkania spawalników w 2012 5 warmińsko-mazurska biesiada spawalnicza piaski k. ruciane-nida, 13-14.06.2012, ośrodek exploris. zgłoszenia i informacje: mirosława reschke, tel.: 58 511 28 01 i dolnośląskie sympozjum spawalnicze wrocław, 20.06.2012, wydział mechaniczny politechniki wrocławskiej. zgłoszenia i informacje: artur lange, e-mail: artur.lange@pwr.wroc.pl xi szczecińskie seminarium spawalnicze szczecin, 6.09.2012, wydział inżynierii mechanicznej i mechatroniki zachodniopomorskiego uniwersytetu technologicznego w szczecinie. zgłoszenia i informacje: katarzyna rudzka, tel.: 91 46 24 451 xvi pomorskie spotkanie spawalników gdańsk, 13.09.2012, wydział mechaniczny politechniki gdańskiej. zgłoszenia i informacje: iwona janson, tel.: 58 511 28 00 i kieleckie spotkanie spawalników kielce, 20.09.2012, zakład doskonalenia zawodowego w kielcach. zgłoszenia i informacje: ewelina janus, tel.: 41 368 74 80 w. 102 organizatorzy linde gaz polska, esab, abicor-binzel, lincoln electric, technika spawalnicza w poznaniu, urząd dozoru technicznego, supra-elco, rywal-rhc, belse, 3m, gce, eckert as, figel, witt, spaw-ekspert, trumf, messner eutectic castolin materiały konferencyjne zawierające m.in. wybrane artykuły ze spotkań zostaną opublikowane w numerze 10/2012 miesięcznika naukowo-technicznego przegląd spawalnictwa 201502_psaw.pdf 9przegląd spawalnictwa vol. 87  2/2015 plan spawania stalowej klatki schodowej the welding plan of steel staircase jacek buława jacek słania mgr inż. jacek buława – linde gaz polska, dr hab. inż. jacek słania, prof. pcz – politechnika częstochowska. autor korespondencyjny/corresponding author: jacek.slania@is.gliwice.pl wstęp przedstawiony w publikacji plan technologiczny spawania dotyczy spawania konstrukcji stalowej klatki schodowej z dwoma spocznikami. główną konstrukcję nośną zaprojektowano jako ramę schodów składającą się z belek nośnych wykonanych z ceownika c140 oraz ramę spoczników wykonanych z ceownika c100 oraz blachy o grubości g=8 mm i g=10 mm, a także uchwytów wykonanych z blachy g=8 mm i ceownika c140. całość spoczywa na stalowych słupach nośnych wykonanych z rur kwadratowych rk200 i rk100. konstrukcja klatki (rys. 1) jest spawana metodą 135, a następnie ocynkowana lub malowana proszkowo, w zależności od wersji zamówienia. pospawane elementy klatki schodowej są transportowane osobno na miejsce montażu, gdzie są montowane przez zamawiającego za pomocą łączników śrubowych [1÷19]. streszczenie omówiono plan spawania stalowej klatki schodowej. przedstawiono postać konstrukcyjną klatki, stosowane materiały podstawowe i dodatkowe do spawania oraz stosowaną technologię spawania. zestawiono normy wykorzystywane w planie spawania. podano wymagania dotyczące kontroli odbiorowej elementów handlowych i pochodzących z kooperacji, kontroli materiałów podstawowych i dodatkowych do spawania, spawaczy, przygotowania elementów do spawania oraz kontroli w trakcie i po spawaniu. omówiono wymagania dotyczące naprawy wadliwych odcinków spoin oraz prostowania elementów. przedstawiono schemat spawania. słowa kluczowe: technologia spawania, konstrukcja spawana abstract a plan of welding a steel staircase was given. a structure of the staircase, usage of base and additional welding materials, and a technology of welding were given. standards used in the process of welding were shown. requirements, which refer to commission of trading elements and those from cooperation; to control base and additional welding materials, welders; to prepare elements to welding, as well as to control during and after welding process were specified. all the requirements, which relate to mend faulty fragments of welds and to straighten elements were described. a diagram of welding was given. keywords: welding procedure, welding structure rys. 1. stalowa klatka schodowa fig. 1. a steel staircase 10 przegląd spawalnictwa vol. 87 2/2015 normy związane – pn-89/s-10050 obiekty mostowe konstrukcje stalowe -wymagania i badania. – pn-82/s-10052 obiekty mostowe konstrukcje stalowe -projektowanie. – pn-en 10025 wyroby walcowane na gorąco z niestopowych stali konstrukcyjnych. warunki techniczne dostawy. – pn-en 10204 wyroby metalowe. rodzaje dokumentów kontroli. – pn-en 287-1 egzamin kwalifikacyjny spawaczy. spawanie. część 1 :stale. – pn-en 1418 personel spawalniczy. egzaminowanie operatorów urządzeń spawalniczych oraz nastawiaczy zgrzewania oporowego dla w pełni zmechanizowanego i automatycznego spajania metali. – pn-en iso 14175 – materiały dodatkowe do spawania. gazy i mieszaniny gazów do spawania i procesów pokrewnych. – pn-en iso 14341 materiały dodatkowe do spawania. druty elektrodowe i stopiwo do spawania łukowego elektrodą metalową w osłonie gazów stali niestopowych i drobnoziarnistych. klasyfikacja. – pn-en 756 spawalnictwo. materiały dodatkowe do spawania. druty elektrodowe i kombinacje druttopnik do spawania łukiem krytym stali niestopowych i drobnoziarnistych. oznaczenia. – pn-en 760 materiały dodatkowe do spawania. topniki do spawania łukiem krytym. oznaczenia. – pn-en iso 15609-1 specyfikacja i kwalifikowanie technologii spawania metali. instrukcja technologiczna spawania. część 1: spawanie łukowe. – pn-en iso 17637 spawalnictwo. badania nieniszczące złączy spawanych. badania wizualne. – pn-en iso 11666 badania nieniszczące złączy spawanych. badania ultradźwiękowe złączy spawanych. – pn-en iso 17640 badania nieniszczące złączy spawanych. badania ultradźwiękowe złączy spawanych. poziomy akceptacji. – pn-en iso 5817 spawanie. złącza spawane ze stali, niklu, tytanu i ich stopów (z wyjątkiem spawanych wiązką). poziomy jakości według niezgodności spawalniczych. – pn-en iso 9013 – cięcie termiczne. klasyfikacja cięcia termicznego. specyfikacja geometrii wyrobu i tolerancje jakości. – pn-en iso 9692-1 – spawanie i procesy pokrewne. zalecenia dotyczące przygotowania złączy. część 1: ręczne spawanie łukowe, spawanie łukowe elektrodą metalową w osłonie gazów, spawanie gazowe, spawanie metodą tig i spawanie wiązką stali. metody spawania zastosowano spawanie metodą 135. materiały podstawowe elementy konstrukcyjne nośne słupy rk 200 są zaprojektowane jako kształtowniki gorąco walcowane ze stali niestopowej w gatunku s355 wg pn-en 10025. pozostałe elementy konstrukcji należy wykonać ze stali w gatunku nie niższym niż s235. wymagane dokumenty kontroli wg pn-en 10204: – 3.2 dla stali s355j2g3, – 2.2 dla stali s235jrg2. materiały dodatkowe do spawania do spawania stalowej konstrukcji klatki schodowej należy stosować materiały spawalnicze odpowiednie do użytych materiałów podstawowych i metod spawania. dla metody 135: – drut spawalniczy ø 1,0 mm wdi vdg 16/160 weko 4; klasyfikacja wg pn-en iso 14341: g4si – mieszanka osłonowa 82% ar + 18% c02 klasyfikacja wg pn-en iso 14175: m21 dla materiałów spawalniczych wymagane są dokumenty kontroli 3.1 lub 2.2 wg pn-en 10204. kwalifikacje spawaczy spawanie konstrukcji stalowej klatki schodowej należy powierzyć jedynie wykwalifikowanym spawaczom posiadającym aktualne uprawnienia wg pn-en 287-1 (operatorzy wg pn-en 1418). urządzenia do spawania do spawania półautomatycznego metodą 135 należy stosować półautomaty typu saprom s3 firmy lorch i magpol 400r firmy ozas. do procesów cięcia termicznego należy stosować przecinarki plazmowe koike lub zestaw do cięcia koike. urządzenia spawalnicze muszą być w dobrym stanie technicznym. przygotowanie materiału do spawania elementy konstrukcyjne po ich wytrasowaniu zgodnie z rysunkami warsztatowymi należy ciąć mechanicznie albo metodami spawalniczymi termicznie za pomocą przecinarek plazmowych i/lub palników acetylenowo tlenowych. jakość brzegów ciętych i ukosowanych musi spełniać wymagania pn-en iso 9013 klasa i. przygotowanie krawędzi do spawania należy wykonać zgodnie z dokumentacją techniczną pn-en iso 9692-1 i instrukcjami technologicznymi spawania wps. powierzchnie na szerokości minimum 20-30 mm po obu stronach osi wzdłużnej spoiny powinny być przed spawaniem dokładnie oczyszczone 11przegląd spawalnictwa vol. 87  2/2015 z rdzy, zgorzeliny, tłuszczu, farby i innych zanieczyszczeń. wilgotne powierzchnie trzeba osuszyć za pomocą palnika gazowego. spoiny sczepne należy wykonywać metodą 135. spawacze powinni posiadać aktualne uprawnienia. minimalna długość spoin sczepnych powinna wynosić l=20-30 mm. wszystkie spoiny sczepne podlegają 100% kontroli wizualnej. spoiny sczepne niewtopione lub pęknięte muszą być bezwzględnie usunięte w całości przez szlifowanie i ułożone ponownie. ogólne wytyczne dotyczące spawania – proces spawania należy prowadzić zgodnie z niniejszym planem spawania i załączonymi do niego instrukcjami technologicznymi spawania wps. – spawanie powinno się odbywać w temperaturze otoczenia nie niższej niż +5 °c, na stanowiskach zabezpieczonych przed przeciągami. – na wszystkich złączach doczołowych należy stosować płytki wybiegowe, które powinny być tak samo przygotowane (ukosowane) jak materiał spawany. – poszczególne warstwy spoiny należy dokładnie oczyścić z żużla i odprysków przed ułożeniem warstwy następnej. – spoiny po wykonaniu muszą być ocechowane stemplem spawacza: przy spoinach krótkich na obu końcach w odległości 10-15 mm od brzegu przy spoinach długich co 1 m. – prowadzić dziennik spawania. za prowadzenie dziennika jest odpowiedzialny bezpośredni brygadzista nadzorujący prace spawalnicze. – zabrania się zajarzania łuku elektrycznego poza rowkiem spoiny. niezamierzone przypadkowe ślady zajarzenia łuku na materiale muszą być usunięte przez szlifowanie i skontrolowane na obecność ewentualnych pęknięć. sczepianie sczepianie złączy wzdłużnych wykonywać wg rysunku 2. spoiny sczepne wykonać drutem o średnicy nie większej niż 1,0 mm. spoiny sczepne winny być wykonane starannie bez niezgodności w postaci pęknięć, porów, braku przetopu. wadliwe spoiny sczepne należy wyciąć i wykonać poprawnie. montaż poszczególnych elementów i dopasowanie krawędzi do spawania powinno być przeprowadzone w sposób nie powodujący powstania zgniotów i większych naprężeń w blasze. spoiny sczepne i powierzchnie rowka spawalniczego powinny być przed rozpoczęciem spawania oczyszczone do metalicznego połysku. spawanie złącza powinny być wykonywane zgodnie z niniejszą instrukcją oraz odpowiednimi instrukcjami technologicznymi spawania (wps), instrukcjami roboczymi lub wytycznymi spawania. w przypadku podgrzewania miejscowego szerokość obszaru podgrzewania w każdą stronę od osi spoiny powinna być równa co najmniej grubości ścianki spawanego elementu i nie mniejsza niż 100 mm. zajarzenie łuku winno odbywać się jedynie w rowku spawalniczym. gotowe złącze winno być z obydwu stron oczyszczone z odprysków, resztek żużla itp. naprawa wadliwych odcinków spoin w przypadku wystąpienia niedopuszczalnych niezgodności spawalniczych należy je usunąć zgodnie z obowiązującymi zasadami przy użyciu tych samych procedur jak spoiny oryginalne. wycięty rowek powinien mieć minimum 100 mm długości mierzonej na głębokości niezgodności, nawet jeżeli sama niezgodność jest mniejsza. spoina naprawcza może być wykonana tylko dwukrotnie w tym samym obszarze. po spawaniu naprawczym całą spoinę należy poddać badaniom nieniszczącym jak dla wyspecyfikowanej spoiny oryginalnej oraz dodatkowo sprawdzić złącze w ilości 100% metodą pt. prostowanie po spawaniu nadmiernie odkształcone elementy po spawaniu nie mieszczące się w granicach tolerancji wymiarowej należy prostować. podstawową metodą prostowania jest prostowanie mechaniczne. nie mniej jednak z uwagi na specyfikę konstrukcji i konfigurację złączy i spoin dopuszcza się prostowanie na gorąco. przy prostowaniu na gorąco należy stosować się do następujących zasad: – temperaturya nagrzewania nie powinna przekraczać 650 °c, – do nagrzewania można wykorzystać palniki gazowe rys. 2. sczepianie złączy wzdłużnych fig. 2. tack welding of longitudinal joints 12 przegląd spawalnictwa vol. 87 2/2015 acetylenowo-tlenowe z zastosowaniem miękkiego (neutralnego) płomienia nagrzewającego, – chłodzenie elementów powinno odbywać się powoli, w temp. otoczenia nie niższej niż 5 °c, bez użycia wody, – przy prostowaniu nie stosować metod udarowych [19]. kontrola materiałów podstawowych należy dopilnować ażeby wszystkie części były wykonane z materiałów odpowiadających warunkom dopuszczenia, miały prawidłowe oznaczenia i były zwolnione do produkcji tylko wtedy, gdy zakład posiada na nie atesty. przestrzegać, aby na częściach materiałów (np.: blach, rur, prętów) przeznaczonych do odcięcia z wyrobów dostarczonych przez wytwórnię były przed rozpoczęciem cięcia naniesione wymagane oznaczenia uwierzytelnione przez uprawnionego pracownika kontroli jakości. sprawdzić czy materiały względnie elementy pobierane do produkcji odpowiadają rysunkom obliczeniom wytrzymałościowym i obowiązującym warunkom technicznym względnie przepisom pod względem gatunku i wymiarów. kontrola materiałów dodatkowych należy dopilnować aby do sczepiania, spawania i wykonywania poprawek spoin były stosowane druty, na które zakład posiada atesty, względnie świadectwa odbiorowe według obowiązujących norm lub uzgodnionych warunków technicznych. sprawdzić czy gatunki pobieranych do produkcji drutów odpowiadają dopuszczeniu zakładu. dopilnować, aby druty były wydane spawaczowi w ilościach pokrywających jego dzienne zaopatrzenie. przechowywanie drutów w szafkach pracowniczych jest niedopuszczalne. kontrola elementów handlowych i pochodzących z kooperacji materiały pochodzące z kooperacji mające być zabudowane w konstrukcji podlegają kontroli technicznej w niżej podanym zakresie: – sprawdzenie zgodności gatunku, stanu, obróbki cieplnej materiału z dokumentacją konstrukcyjną, techniczno – ruchową, lub zestawieniem części konstrukcji. w wypadku braku tych dokumentów u użytkownika należy spowodować ich otrzymanie od producenta. – sprawdzenie zgodności atestu i identyfikacja jego z odpowiednimi znakami uwidocznionymi na dostarczonym materiale. w wypadku wątpliwości, co do jakości dostarczonego materiału lub częścią także jego gatunku należy zwrócić się o dostarczenie stosownych potwierdzeń. – w przypadkach koniecznych według uznania kontroli technicznej badania kontrolne należy przeprowadzić w uznanych laboratoriach. kontrola przygotowania do spawania sprawdzić czy materiały podstawowe i kooperacyjne są przygotowane do spawania zgodnie z dokumentacją konstrukcyjną. dopilnować, aby powierzchnie rowków spawalniczych jak również przylegające do nich powierzchnie na szerokości ok. 20 mm były przed rozpoczęciem spawania oczyszczone z tłuszczów, lakierów, zgorzeliny i innych zanieczyszczeń do metalicznego połysku. dopilnować aby druty użyte do spawania posiadały czystą i suchą powierzchnię wolną od rdzy i tłuszczów. sprawdzić czy materiały użyte do produkcji posiadają atesty zgodnie z dokumentacją konstrukcyjną. kontrola sczepiania sprawdzić spoiny sczepne czy nie posiadają pęknięć, porów, podtopień i innych niezgodności. kontrola spawania dozorować przebieg spawania dopilnowując, aby było wykonywane zgodnie z odpowiednimi kartami spawalniczymi, wytycznymi spawania lub instrukcją spawalniczą tj. przestrzeganie metody spawania, kolejności układania ściegów, właściwego doboru średnicy drutów, parametrów spawania itp. sprawdzić czy złącza zostały odpowiednio oznakowane cechą spawacza. po zakończeniu spawania i oczyszczeniu złącza przeprowadzić oględziny okiem nieuzbrojonym lub przy zastosowaniu specjalnych przyrządów, oględziny powinny wykazać że: – graniczne wartości niezgodności spawalniczych spełniają wymagania poziomu jakości c wg pn-en 5817, klasyfikacja i oznaczenia numeryczne niezgodności spawalniczych wg pn-iso 6520-1. kontrola i badania spoin spoiny konstrukcji stalowej klatki schodowej wykonane w warunkach warsztatowych podlegają badaniom nieniszczącym według planu ujętego w tablicy i. plan spawania wykonanie belki nośnej schodów, poręczy oraz spoczników 13przegląd spawalnictwa vol. 87  2/2015 opis złączy spawnych rodzaj badań nieniszczących i ich zakres poziom jakości spoin vt pt ut spoiny czołowe ram nośnych 100% 100% 100% b spoiny pachwinowe słupów 100% – – b pozostałe spoiny pachwinowe (przy stopniach, tężnikach poprzecznych, balustradach) 100% – – c uwagi : – obowiązujące normy dotyczące badań nieniszczących vt pn-en iso 17637 ut pn-en iso 11666, pn-en iso 17640 pt pn-en iso 23277, pn-en iso 1289 – poziomy jakości spoin wg pn-en iso 5817 tablica i. plan badań nieniszczących spoin wykonanych w warunkach warsztatowych table i. a schedule of a non-destructive testing of welds made in workshop conditions opis: belka nośna biegu schodów zbudowana jest z ceowników goroąco-walcowanych c140, które (p38, p49, p108) są spawane doczołowo. do konstrukcji belki są dospawane poręcze wykonane z rur stalowych ø 33,7x3,2 oraz ø 42,4x3,2. spoczniki mają konstrukcję skrzynkową i są wykonane z ceowników c140, c120 c100 i cae80, oraz blach. belkę nośną z poręczą przedstawia rysunek 3. rys. 3. belka nośna z poręczą fig. 3. a carrying beam with a railing schemat spawania w pierwszej kolejności pospawać stopę belki (bl46 i p38) jak na rysunku 4. rys. 4. stopa belki nośnej fig. 4. a base of a carrying beam następnie połączyć belkę p108 z kompletną stopą i końcówką p49 jak na rysunku 5 oraz słupki poręczy p75, p79, p80, oraz połączenia p27, p103 i p42, a także poręcz p55, p28, p102 i p36 jak na rysunku 3. całość najpierw sczepić, utrzymując właściwe wymiary oraz płaszczyznę poręczy. rys. 5. połączenie stopy z ceownikiem c140 fig. 5. joining of a base with a c140 channel bar kolejno należy sczepić i pospawać konstrukcję spoczników jak na rysunku 6 i 7. rys. 6. spocznik nr 1 fig. 6. a staircase landing nr 1 14 przegląd spawalnictwa vol. 87 2/2015 rys. 7. spocznik nr 2 – podest górny fig. 7. a staircase landing nr 2 – upper platform montaż próbny konstrukcji stalowej klatki schodwej z uwagi na sprawdzanie dokumentacji 3d włącznie z analizą konfliktów i ich eliminacją na tym etapie, a także zastosowaną technologią wykonania montaż próbny nie jest prowadzony. literatura [1] słania j., marcinkiewicz h., kiełbik m.: plan spawania elementu obudowy kopalnianej – osłony odzawałowej. przegląd spawalnictwa 2012, nr 2, str. 6-16. [2] j. słania, p. urbańczyk: technologia oraz plan spawania gazoszczelnych ścian rurowych kotła pyłowego wg pn–en 12952-5 . przegląd spawalnictwa, 2009, nr 12, str. 19-27. [3] słania j.: technologia spawania płyty wsporczej pojazdu gąsienicowego – dobór parametrów i obliczanie kosztów spawania. biuletyn instytutu spawalnictwa, 2010, nr 2, str. 52-56. [4] słania j.: plan technologiczny spawania płyty gąsienicowej. przegląd spawalnictwa, 2010, nr 3, str. 16-25. [5] słania j., kaczor t.: plan spawania zbiornika ciśnieniowego. przegląd spawalnictwa, 2010, nr 4, str. 9-18. [6] słania j., kwiecień l., jarosiński j.: plan spawania kotłów płomienicowo płomieniówkowych. przegląd spawalnictwa, 2010, nr 6, st r. 32-40. [7] słania j., skóra j.: plan spawania wymiennika ciepła chłodzonego powietrzem. przegląd spawalnictwa 2011, nr 2, str. 16-22. [8] słania j.: plan spawania carg płaszcza pieca obrotowego. przegląd spawalnictwa 2011, nr 2, str. 36-41. [9] słania j., wodecki d.: plan spawania belki poprzecznej dźwigu. przegląd spawalnictwa 2011, nr 2, str. 30-35. podsumowanie przedstawiony plan spawania stanowi przykład postępowania podczas planownia procesu spawania i kontroli wykonania stalowej klatki schodowej. uwzględnia wymagania zleceniodawcy w zakresie materiałów podstawowych i dodatkowych do spawania, uprawnień personelu nadzoru spawalniczego, spawaczy oraz personelu kontroli i badań. szczegółowo odnosi się do zagadnień kontroli przed, w trakcie i po spawaniu. [10] słania j.: istota planów spawania. przegląd spawalnictwa 2011, nr 2, str. 3-9. [11] słania j.: plan spawania napraw bieżących kotłów parowych, wodnych i stałych zbiorników ciśnieniowych. przegląd spawalnictwa 2011, nr 2, str. 22-30. [12] słania j., chomiuk s., dadak r.: plan spawania dla konstrukcji uzupełniającej trawresy. przegląd spawalnictwa 2012, nr 2, str. 3-6. [13] słania j., fryc h.: spawanie pojazdów szynowych plany spawania. przegląd spawalnictwa 2012, nr 2, str. 16-20. [14] słania j.: plan spawania stalowej kładki dla pieszych i. przegląd spawalnictwa 2012, nr 2, str. 20-24. [15] słania j.: plan spawania stalowej kładki dla pieszych ii. przegląd spawalnictwa 2012, nr 2, str. 24-26. [16] słania j., urbańczyk p.: technologia wytwarzania oraz plan kontroli jakości przegrzewacza pary kotła parowego wg pnen 12952-5. przegląd spawalnictwa 2012, nr 5, str. 29-41. [17] chromik d., słania j.: plan spawania ciśnieniowego zespołu rurowego. przegląd spawalnictwa 2012, nr 11, str. 29-32. [18] balcerzak m., słania j.: spawanie zbiornika bezciśnieniowego do magazynowania oleju opałowego. przegląd spawalnictwa 2012, nr 11, str. 33 38. [19] słania j.: usuwanie odkształceń spawalniczych. przegląd spawalnictwa 2012, nr 2, str. 24-26. 201301_pspaw_fi87.pdf 8 przegląd spawalnictwa 1/2013 grzegorz gontarz gr inż rzegorz ontarz politechnika warszawska. stre zczenie w pracy przedstawiono nową metodę bezpośredniego wytwarzania warstw na osnowie uporządkowanych faz międzymetalicznych ze związków fel. zastosowano przetapianie prądem przemiennym techniką ig natryskiwanej wcześniej powłoki aluminiowej na podłożu stalowym, uzyskując twardość w powłoce przekraczającą 1000 . rtykuł ma przybliżyć zagadnienia wytwarzanie warstw intermetalicznych typu fel charakteryzujących się bardzo dobrymi właściwościami, jak np. wysoką odpornością na utlenianie czy wysoką odpornością na korozję w podwyższonej temperaturze oraz w środowisku korozyjnym. tract his paper presents the new method of in situ production of ordered fel intermetallic based layers. he e periment has two stages. once the thermaly sprayed pure aluminum coating was applied on the steel substrate, the ig method for remelting was used. he meanweld microhardness was higher than 1000 . he proposed method makes possible production of intermetallic fel layers, which are characterized by ery good properties, such as: high resistance to o idation and corrosion at higher temperature in corrosi e en ironment. warstwy intermetaliczne typu fe-al wytwarzane metodą tig ac fe-al intermetallic layers produced by tig ac method t p fazy międzymetaliczne nazwane często inter eta la i należą do unikatowej klasy materiałów metalicznych o właściwościach pośrednich między metalami a ceramiką. od wielu lat są postrzegane jako materiały funkcjonalne o specy cznych właściwościach chemicznych i zycznych 1 . powstają w wyniku połączenia metali lub metali z niemetalami i wykazują właściwości metaliczne ze względu na częściowy lub całkowity udział wiązania metalicznego. tomy składników wykazują uporządkowane rozmieszczenie w sieci krystalicznej, stabilne niekiedy aż do temperatury topnienia. obecność faz międzymetalicznych w spoinie znacznie obniża parametry złącza, dlatego też nie są dobrze postrzegane w gronie spawalników. jednak, gdy wykorzystamy inter etale do mody kacji powierzchni metali, możemy uzyskać doskonałe efekty. powłoki takie wykazują dużą twardość, odporność na ścieranie oraz na korozję w środowisku utleniającym i redukującym, a także mogą pracować w wysokiej temperaturze 2 . fazy międzymetaliczne mogą powstawać przez wykrystalizowanie wprost z roztworu ciekłego i w tym przypadku mają charakter związku międzymetalicznego o wzorze mbn lub wtórnego roztworu stałego, występującego w pewnym zakresie stężeń rys. 1 . materiały te są konkurencyjne dla coraz droższych stopów na bazie niklu. wykazują małą gęstość, mają wysoki moduł ounga, a umowna granica plastyczności jest często porównywalna do tych dobrych, wciąż pożądanych stopów niklu. granica plastyczności większości intermetali jest stabilna do 600 800 . ich właściwości są zbliżone do superstopów np. inconelu , które znajdują szerokie zastosowanie w przemyśle lotniczym oraz motoryzacyjnym na ry 1 dwuskładnikowe układy równowagi z fazami międzymetalicznymi o charakterze: a związku mbn, b wtórnego roztworu stałego γ 3 ig 1 bi ariant chase system with intermetallic phase as: a mbn compound, b secondary solid solution γ 3 9przegląd spawalnictwa 1/2013 elementy lub powłoki elementów pracujących w wysokiej temperaturze 4 . obecnie duże zainteresowanie towarzyszy materiałom na bazie związków międzymetalicznych z układu fel. wynika to z m.in. względnie niskiej ceny w stosunku do innych grup materiałów bazujących na fazach międzymetalicznych. istotne składniki kosztów to koszt materiałów podstawowych oraz koszt technologicznego procesu wytwarzania. dotychczas stopy na bazie faz międzymetalicznych wytwarzane były klasycznymi metodami głównie przez topienie i odlewanie , jak również z wykorzystaniem nowoczesnych technik wytwarzania opartych na metalurgii proszków 5 . materiały na bazie uporządkowanych faz międzymetalicznych z układu fel są roztworami wtórnymi na osnowie sieci b2 i występują w temperaturze otoczenia w zakresie stężeń 36,5 50 l rys. 2 . harakteryzują się wysoką wytrzymałością wytrzymałość na rozciąganie 1150 mpa i odpornością na utlenianie, a także małą gęstością 5,5 g/cm3 z uwagi na wysoką zawartość aluminium , odpornością na erozję i zużycie ścierne 6 . mogą pracować w temperaturze nawet do 00 , przy temperaturze topnienia wynosącej ok. 1350 . trudnienia w ich stosowaniu wynikają z dużej kruchości w temperaturze otoczenia. występują również trudności przy wytwarzaniu z nich elementów o użytkowych gabarytach charakteryzujących się litą budową o drobnoziarnistej mikrostrukturze pozbawionej mikropęknięć i innych nieciągłości. stopy fel znalazły szerokie zastosowanie m.in. w przemyśle lotniczym powłoki łopatek w silnikach odrzutowych , przemyśle okrętowym i motoryzacyjnym palety i stojaki w piecach do obróbki cieplno chemicznej, rolki do transportu taśm stalowych walcowanych na gorąco, pierścienie, katalizatory , jak również w przemyśle energetycznym i petrochemicznym komponenty wymienników ciepła, obudowy ogniw paliwowych, elementy konstrukcyjne pracujące w podwyższonej temperaturze 7, 8 . ze względu na niskie koszty materiałowe i specy czne właściwości, stopy na bazie faz międzymetalicznych z układu fel mogą zastępować niektóre drogie stopy zawierające chrom, nikiel czy molibden, używane na powłoki ochronne oraz do regeneracji części. stosowanie powłok regeneracyjnych jest korzystne ze względów ekonomicznych, ale również umożliwia ulepszenie naprawianych powierzchni zarówno pod względem odporności na utlenianie w wysokiej temperaturze, jak i twardości , 10 . w pracy zaproponowano nową metodę wytwarzania warstw intermetalicznych z układu fel. dwuetapowy proces technologiczny nawiązuje w części do tradycyjnych metod spajania, jednak jest całkowicie nowym rozwiązaniem. powłoka oparta na fazie międzymetalicznej z układu fel jest wytwarzana in situ. ateriały i metoda wytwarzania proces wytwarzania fel warstw został przeprowadzony w dwóch etapach. w pierwszym etapie, na podłoże stali niestopowej wag. 8,5 fe w kształcie płytki o wymiarach 0 20 mm i grubości 2 mm, nałożona została metodą łukową warstwa aluminium o grubości ok. 0,2 mm. parametry natryskiwania zawarto w tablicy i. na rysunku 3 przedstawiono mikrostrukturę warstwy aluminium po natryskiwaniu. powierzchnia po natryskiwaniu ma wysoką chropowatość, powłoka jest szczelna i jednolita, a jej mikrostruktura potwierdza szczelność powłoki aluminiowej na podłożu stalowym. powłoka jest ciągła, ma dużą porowatość, połączenie cząsteczek powłoki z podłożem ma charakter zakleszczenia mechanicznego. w kolejnym etapie natryskana powłoka z aluminium była przetapiana wraz z warstwą stalowego podłoża wiązką energii cieplnej. do procesu zastosowano ry 2 wykres równowagi układu fel 6 ig 2 fel phase system 6 a lica i parametry natryskiwania łukowego powłoki l na podłoże stalowe s235j a le i parameters of thermal spraying of l coating on s235j substrate natężenie prądu, 150 napięcie łuku, 30 iśnienie powietrza, mpa 0,5 odległość dyszy pistoletu od przedmiotu, mm 300 ry 3 mikrostruktura natryskiwanej termicznie powłoki aluminium na podłożu ze stali s235j , pow. 100 ig 3 microstructure of thermal sprayed l. coating on s235j substrate, magn. 100 10 przegląd spawalnictwa 1/2013 urządzenie o 220. przetapiano przy zastosowaniu prądu przemiennego na całkowitej głębokości do ok. 0,5 mm. proces ten przedstawiono schematycznie na rysunku 4a. przetapianie należało przeprowadzić, stosując odpowiednie parametry tabl. ii , tak by kąpiel metaliczna obszar ciekłego metalu składała się w równym stopniu z materiału powłoki aluminiowej oraz częściowo przetopionego podłoża stalowego. na rysunku 4b przedstawiono widok zewnętrznej powierzchni próbki po przetapianiu. yniki ada wykonano podstawowe badania metalogra czne w celu scharakteryzowania mikrostruktury oraz średniej twardości warstw. na rysunku 5 pokazano budowę mikrostrukturalną przetopionego obszaru na granicy z powłoki nałożonego aluminium. nalizowana warstwa jest wolna od pęknięć i porowatości charakteryzujących warstwy natryskiwane. zapewnia to wysoki poziom szczelności i brak karbów o charakterze geometrycznym, koncentrujących naprężenia. w wytworzonej warstwie nie występują mikropęknięcia, warstwa jest ciągła, ewentualna porowatość może występować jedynie w jej wierzchniej części rys. 6 . największą zaletą przeprowadzonego procesu w stosunku do powłok natryskiwanych jest metalurgiczne związanie z podłożem zapewniające przyczepność warstwy na poziomie o rząd wielkości wyższym niż dla powłok natryskiwanych. wykonano badania mikrotwardości w stalowym podłożu oraz wytworzonej warstwie rys. 7 . wardość próbki po stronie podłoża badano do głębokości ok. 2,3 mm celem ujawnienia ewentualnego a lica ii parametry przetapiania ig a le ii parameters of ig remelting natężenie prądu, 65 osłona gazowa argon natężeniem przepływu gazu, l/min 11 odległość dyszy od przetapianej warstwy, mm 4 prędkość przesuwu palnika, mm/min 120 ry 4 schemat procesu przetapiania ig komponentów a i zewnętrzna powierzchnia próbki po przetapianiu b ig 4 scheme of ig remelting a and the surface of the specimen after process b ry 5 mikrostruktura warstwy powierzchniowej: a przed przetopieniem, b po przetopieniu, pow. 200 ig 5 microstructure of super cial layer: a before remelting, b after remelting, magn. 200 ry 6 mikrostruktura warstwy powierzchniowej przekrój poprzeczny ściegu, kontrast nomarskiego, pow. 100 ig 6 microstructure of super cial layer bead cross-section, nomarski s contrast, magn. 100 ry 7 ozkład mikrotwardości w stalowym podłożu i warstwie ig 7 microhardness distribution in steel substrate and layer oddziaływania cyklu cieplnego również na podłoże. w podłożu odnotowano wzrost twardości do poziomu ok. 450 μ 0,1 jedynie w obszarze strefy wpływu ciepła sw , która swoim zasięgiem obejmowała pasmo o szerokości około 0,25 mm, bezpośrednio przyległe do granicy wtopienia. w warstwie właściwej zarejestrowano twardość w zakresie 8 0 1050 μ 0,1. jest to poziom właściwy dla wtórnego roztworu stałego fe l. otrzymane wyniki odzwierciedlają jednorodność chemiczną, strukturalną i fazową wytworzonej warstwy. bardzo wysoka mikrotwardość rzędu 1000 μ 0,1 może świadczyć o wytworzeniu czystej fazy fe l wtórnego roztworu stałego bez udziału innych faz ubocznych, co będzie można potwierdzić po wykonaniu dodatkowych badań m.in. rentgenowskiej analizy fazowej . a b fel głębokość, mm m ik ro tw ar do ść , μ 11przegląd spawalnictwa 1/2013 pod mowanie zaproponowana metoda jest alternatywą dla obecnie stosowanych metod mody kacji powierzchni stalowych, opartych na pokrywaniu ich drogimi gotowymi fazami międzymetalicznymi najczęściej w formie proszku , jak i dla innych spawalniczych metod wytwarzania powłok intermetalicznych przetapianie laserowe 11 i mikroplazmowe 12 . największą zaletą opracowanej metody jest niski koszt stosowanych materiałów l i fe oraz urządzenia do wytwarzania z nich nowego stopu na powierzchni mody kowanego elementu podczas przetapiania powłoki i podłoża. zastosowane źródło ciepła przy przetapianiu ig umożliwia selektywne prowadzenie procesu przetapiania na wyizolowanym obszarze części maszyn. literat ra 1 szkliniarz w.: doświadczenia w zakresie wytwarzania i przetwarzania stopów na osnowie fazy międzymetalicznej i l, inżynieria materiałowa, ol. 28, nr 2, s. 47-53, 2007. 2 hmielewski ., zhu s.: natryskiwanie powłok na bazie wybranych faz międzymetalicznych metodą igh f ciency ypersonic plasma spraying. prace naukowe. mechanika, z. 215, 4 -58, wyd. o cyna wydawnicza politechniki warszawskiej, warszawa, 2006. 3 przybyłowicz k.: metaloznawstwo, wyd. 6, wydawnictwa naukowo echniczne, warszawa 1 . 4 hmielewski ., jakubowski j.: aroodporne powłoki inconel 625 natryskiwane termicznie na podłoża ze stali stopowych. prace naukowe. mechanika, z. 22 , 143-153, o cyna wydawnicza politechniki warszawskiej, warszawa, 200 . 5 durejko ., bojar z.: materiały na bazie faz międzymetalicznych z układu fel otrzymywane zmody kowaną metodą prasowania w podwyższonej temperaturze. omposites no. 2, s. 323-327, 2005. 6 kobayashi s., akou .: ontrol of intermetallic compound layers at interface between steel and aluminum by diffusiontreatment, materials science and ngineering: , ol. 338, issues 1-2, 44-53, 2002. zastosowanie łuku spawalniczego zasilanego prądem przemiennym do przetapianiaummożliwiło uzyskanie powłoki intermetalicznej o podobnej mikrostrukturze oraz wyższej mikrotwardości od warstw wytwarzanych w procesie przetapiania mikroplazmowego i laserowego. przedstawiona metoda daje możliwość wytwarzania in situ warstw ochronnych opartych na roztworze wtórnym fe l, które z uwagi na swoją budowę właściwości mechaniczne i użytkowe, mogą mieć zastosowanie na elementy maszyn, poddane wysokim obciążeniom mechanicznym oraz cieplnym i podlegające silnemu zużyciu ściernemu. 7 hmielewski ., golański d.: znaczenie spawalnictwa w procesie remanufacturingu. przegląd spawalnictwa, 6/2011 s. 2 -32, 2011. 8 niewielki g., jablońska m.: harakterystyka i zastosowanie intermetali z układu fel, inżynieria materiałowa, ol. 28, nr 2, s. 43-47, 2007. ugustyn-pieniążek j., skrzypek s.j., goły m.: skład fazowy i mikrostruktura warstwy wierzchniej na podłożu stali austenitycznej 18-8 po laserowej mody kacji. mechanika, z. 6, 2-m/200 , s. 18, 200 . 10 włosiński w., hmielewski .: plasma-hardfaced chromium protecti e coatings effect of ceramic reinforcement on their wettability by glass, d ances in science and echnology 32, s. 253-260, 2003. 11 hmielewski ., golański d.: he new method of in-situ fabrication of protecti e coatings based on fe l intermetallic compounds, proceedings of the institution of mechanical ngineers, part b, journal of ngineering manufactur, 2011, ol. 225 4 . 12 gontarz g., hmielewski ., golański d.: mody kacja natryskiwanych powłok aluminiowych na stali skoncentrowanym źródłem ciepła, przegląd spawalnictwa 12/2011, 52-55, 2011. na t pnym n merze ic ał awiak spawanie tłoczyska siłowników hydraulicznych acek rka ra ał ski a wpływ procesów cięcia termicznego i strumieniem wody na własności i jakość powierzchni ciętych stali niskostopowych o wysokiej granicy plastyczności se a tian pawlak acie r ża ki rzegorz zia zastosowanie termogra i aktywnej do badań nieniszczących połączeń lutowanych acie r ża ki wpływ dodatku tytanu w spoiwach cynkowych na zwilżalność powierzchni i właściwości mechaniczne aluminiowych połączeń lutowanych dward a naliza stanu naprężenie-odkształcenie w niklowych powłokach elektrolitycznych zawierających nano i mikrocząstki twardej fazy 201202_pspaw.pdf 36 przegląd spawalnictwa 2/2012 jacek słania usuwanie odkształceń spawalniczych elimination of welding distortions dr hab. inż. jacek słania, prof. is– politechnika częstochowska. streszczenie tematem artykułu jest prostowanie na zimno i na gorąco elementów spawanych. przedstawiono rozkład naprężeń przy prostowaniu na zimno, a także założenia technologiczne do prostowania metodą miejscowego nagrzania elementów długich, przekrojów złożonych i płaszczyzn wybrzuszonych. omówiono wpływ materiału, źródła ciepła i temperatury miejscowego nagrzewania na proces usuwania odkształceń. zaprezentowano technikę prostowania przez miejscowe nagrzanie oraz rodzaje stref nagrzewania. zamieszczono praktyczne przykłady prostowania płomieniowego elementów spawanych. abstract there was the straightening of welded elements shown (both with and without pre-heating). the stress distribution at cold straightening was presented. there were technological assumptions for straightening by means of local heating of long elements described. the authors presented the influence of material, heat source and the temperature of local heating on the process of distortion removal. the techniques of straightening by local heating and the types of heat zones were described. examples of flame straightening of welded elements were given. wstęp nawet przy bardzo starannej analizie rodzaju i wielkości odksz tałceń, wywołanych skurczem spawalniczym, i zastosowaniu odpowie dnich środków zaradczych, mogą powstać zmiany kształtu i wymiarów elementów, które utrudniają lub uniemożliwiają zestawienie ich w większy zespół, czy też w całość. zachodzi zatem często konieczność usuwania skutków skurczu przez prostowanie [1]. prostowanie elementów lub części odkształconych podczas spawania albo przed spawaniem wykonuje się bądź na zimno – mechanicznie, lub przez miejscowe podgrzewanie. ponieważ w obydwu wypadkach w prostowanym elemencie powstają duże naprężenia i odkształcenia plastyczne, zabiegi takie wywierają pewien wpływ na właściwości wytrzymałościowe materiału. przy prostowaniu długich elementów najczęściej chodzi o usunięcie krzywizny w jednej lub dwóch płaszczyznach wzajemnie prostopadłych, rzadziej – o wyprostowanie elementów skręconych śrubowo. w elementach płaskich o dużych wymiarach płaszczyzn dąży się do wyprostowania wybrzuszeń i miejscowych wypukłości [2]. prostowanie na zimno prostowanie na zimno polega na stosowaniu takiego obciążenia elementu siłami zewnętrznymi zginającymi, które wywołają w materiale odkształcenia trwałe. w ten sposób prostuje się zazwyczaj długie elementy o małym momencie bezwładności i małym przekroju poprzecznym. aby powstały odkształcenia trwałe, w przekroju muszą działać naprężenia na granicy plastyczności. na skutek odkształceń plastycznych na zimno w materiale zmieniają się właściwości plastyczne, co dla materiałów o podwyższonej wytrzymałości, a małym wydłużeniu, jest zjawiskiem niekorzystnym. w elementach spawanych warunki są jeszcze gorsze, gdyż najczęściej siły zewnętrzne przy prostowaniu muszą wywołać naprężenia rys. 1. schemat naprężeń przy prostowaniu: a) na zimno, b) z podgrzewaniem miejscowym [2] fig.1. distortion scheme at: a) cold straightening, b) local heating [2] 37przegląd spawalnictwa 2/2012 wewnętrzne tego samego znaku, co istniejące w elemencie naprężenia ze skurczu strefy spawania. wskutek tego prostowanie na zimno czasem może spowodować znaczne zmiany właściwości plastycznych materiału, co pogarsza spawanie, gdy prostowanie będzie wykonywane przed procesem. podczas prostowaniu elementów spawanych w strefie spawania mogą powstać pęknięcia (rys. 1). z tych względów odkształcenia plastyczne przy prostowaniu na zimno nie powinny przekraczać wydłużeń odpowiadających granicy plastyczności materiału, tj. 2%. ponieważ w materiale nie powinny być całkowicie wyczerpane właściwości plastyczne, należy ograniczyć wielkość wydłużeń trwałych do 1%. wychodząc z tych założeń, można ustalić dopuszczalne wielkości krzywizn, jakie mogą być prostowane na zimno. przy spawaniu wiotkich prętów nastąpi ich skrzywienie w przybliżeniu po łuku koła o promieniu r (rys. 2). długość łuku po stronie rozciąganej l1 można obliczyć na podstawie przyjętego wydłużenia plastycznego i przy założeniu płaskich przekrojów, ze wzoru l1 = l + 0,01 l = (1 + 0,01) l (1) najmniejszy promień krzywizny oblicza się z zależności geometrycznych: 2) r + 0,01r = r + e1 (2a) (2b) przy odkształceniach elementu, których promień jest mniejszy od 100e1 lub 50 h, prostowanie musi być wykonywane na gorąco. na gorąco powinny być również prostowane elementy załamane lub mające miejscowe zakrzywienia o bardzo małych promieniach. jeszcze gorsze skutki wywołuje prostowanie na zimno uderzeniami, przy których następuje miejscowy zgniot materiału. w tym przypadku zachodzą bowiem miejscowe zmiany strukturalne, pogarszające właściwości mechaniczne materiału. w przekroju o większym momencie bezwładności i większej sztywności powinny być przyłożone bardzo duże siły, aby element naprostować. prostowanie na zimno wybrzuszeń w blachach jest trudne ze względu na sprężynowanie większej płaszczyzny. dlatego prostowanie za pomocą miejscowego nagrzewania, które jest znacznie łatwiejsze do przeprowadzenia, ma duże zastosowanie [2]. prostowanie metodą miejscowego nagrzewania technicznie najprostszym i najbardziej racjonalnym sposobem prostowania jest lokalne nagrzewanie za pomocą palnika acetylenowo-tlenowego. skuteczność oraz nieszkodliwość tej metody dla pro stowanego elementu zależy od pewnych podstawowych reguł, omówio nych niżej. podgrzewanie stosuje się również przy prostowaniu odkształconej konstrukcji [1]. prostowanie pewnych określonych miejsc odkształconego elementu za pomocą podgrzewania polega również na wywoływaniu trwałych odkształceń. w wyniku ogrzewania miejscowego materiału, w warunkach ograniczonej możliwości wydłużenia strefy przyległej, powstają w tych miejscach naprężenia ściskające i plastyczne skrócenia materiału. po ostygnięciu nagrzanych miejsc tworzą się naprężenia wewnętrzne rozciągające, które powodują odkształcenia elementu, podobnie jak naprężenia własne przy spawaniu. w porównaniu do prostowania na zimno odkształcenia plastyczne przy prostowaniu za pomocą podgrzewania powstają wówczas, gdy materiał ma wysoką temperaturę. odkształcenia trwałe powstają więc w strefie nagrzania na skutek sztywności elementu i bardzo dużej plastyczności materiału nagrzanego w tej temperaturze. gdy temperatura nagrzania nie przekracza 720°c, w miejscu nagrzania nie występują zmiany strukturalne, w przeciwieństwie do prostowania na zimno. po ostygnięciu w elemencie spawanym pozostają naprężenia o znaku przeciwnym do znaku naprężeń własnych ze spawania. jednak na skutek dodatkowego nagrzewania wprowadza się do elementu prostowanego dodatkowe naprężenia własne, których ujemne skutki są takie same, jak naprężeń powstających przy spawaniu. przy nagrzewaniu należy więc dążyć do warunków sprzyjających tworzeniu się odkształceń w tej strefie. nagrzewać należy na większej szerokości ze stopniowym rozkładem temperatury. w żadnym wypadku nie należy sztucznie (np. wodą) przyspieszać studzenie miejsc ogrzanych. elementy prostowane podgrzewa się przeważnie zwykłymi palnikami gazowymi stosowanymi do spawania lub palnikami ze specjalną końcówką. niekiedy w celu wyprostowania elementu układa się spoinę łukiem po stronie wypukłej, nagrzewając w ten sposób odpowiednie miejsca na konstrukcji. prostowanie za pomocą dodatkowych spoin nie jest wskazane, gdyż rys. 2. odkształcenia plastyczne przy prostowaniu na zimno [2] fig. 2. plastic distortion at cold straightening [2] 38 przegląd spawalnictwa 2/2012 podczas procesu następują zawsze zmiany strukturalne w strefie spawania, a naprężenia na osi spoiny osiągają bardzo duże wartości przy silnej koncentracji. natomiast przy podgrzewaniu gazowym strefa nagrzania jest znacznie szersza, dzięki czemu siłę potrzebną do wyprostowania elementu uzyskuje się przy mniejszych naprężeniach dodatkowych. aby wyprostować długie elementy, wygięte łukowo na skutek spawania, podgrzewa się je po stronie wypukłej, w kilku miejscach na płaszczyznach o kształcie trójkąta (rys. 3). strefa nagrzana powinna sięgać poza środek przekroju. w przekrojach złożonych miejsca nagrzewania należy ustalać w taki sposób, żeby po wyprostowaniu elementu w jednej płaszczyźnie nie nastąpiło wygięcie w drugiej. przy prostowaniu wybrzuszonych powierzchni blach podgrzewa się wiele punktów równocześnie po stronie wypukłej (rys. 3c). punkty nie powinny być zbyt małe, żeby nie wywołać dużej koncentracji naprężeń, które w takich wypadkach będą przestrzenne. również cienkie sfalowane blachy nagrzewa się w wielu punktach, wywołując w nich naprężenia rozciągające [2]. znacznie trudniejsze jest prostowanie odkształconych konstrukcji przestrzennych, dla których należy przeanalizować sposób wprowadzenia naprężeń dodatkowych, żeby ustalić miejsca podgrzewania. prostowanie konstrukcji przez podgrzewanie wymaga, również jak przy spawaniu, opracowania technologicznego. w pracach spawalniczych w wielu wypadkach jest konieczne ustalenie temperatury przedmiotu – np. przy wyżarzaniu miejscowym, przy podgrzewaniu lub prostowaniu. najpewniejszym środkiem jest oczywiście pomiar temperatury za pomocą termometrów lub termoelementów. istota procesu każdy proces prostowania wymaga albo wydłużenia miejsca, które jest za krótkie, albo skrócenia miejsca, które jest za długie w prostowanym elemencie. przez skracanie lub wydłużanie trze ba doprowadzić materiał lokalnie do płynięcia, czyli do przekroczenia jego granicy plastyczności. przy prostowaniu przez nagrzewanie płomieniem stosuje się skurcz, który po nagrzaniu miejsca zbyt wydłużonego ma spowodować jego skrócenie [1]. temperatura miejsca nagrzanego miejsce nagrzewane powinno osiągnąć temperaturę, przy której metal jest całkowicie plastyczny, tzn. dość miękki, aby naprężenia ściskające, wywołane rozszerzaniem się w miejscu nagrzewania, za nikły i nie działały na otaczający chłodny metal. w tym celu należy osiągnąć temperaturę wiśniowego żaru (rzędu 900°c), nie więcej jednak niż 1000°c (żar pomarańczowy) z uwagi na niebezpie czeństwo rozrostu ziarna. nagrzewać należy szybko, tak aby jak najprędzej uplastycznić miejsca nagrzewane i ograniczyć do minimum odpływ ciepła do meta lu sąsiadującego, który powinien pozostawać chłodny i w ten spo sób przeciwstawiać się rozszerzaniu [1]. wpływ materiału bez żadnych ograniczeń można prostować elementy ze stali niskowęglowej, mającej duże wydłużenie, ale zastosowanie tego zabiegu na elementach ze stali stopowych wymaga ostrożności, trzeba dobrze analizować powstałe już odkształcenia, zanim podejmie się decyzję o prostowaniu. stan dostawy stali wpływa na skuteczność zabiegu w ten sposób, że stal normalizowana poddaje się skurczowi w nieco mniejszym stopniu niż stal w stanie surowym (tj. bezpośrednio po walcowaniu) [1]. źródło ciepła najbardziej przydatnym źródłem ciepła jest palnik acetylenowo-tlenowy, dzięki wysokiej temperaturze płomienia, a zatem i dużej prędkości nagrzewania. do prostowania blach cienkich (do 3 mm) należy dobierać wydajność palnika tak samo jak do spawania, tj. średnio 100 l/h acetylenu na 1 mm grubości. dla blach grubszych wydajność powin na być 2÷3 razy większa w stosunku do wydajności, jaką wyb rałoby się do spawania blach danej grubości. na przykład dla grubości 10 mm przewiduje się do spawania wydajność palnika rzędu 1000 l/h, czyli do prostowania blachtej grubości należałoby użyć nasadki o wy dajności ok. 2000÷3000 l/h. palnik przeznaczony do podgrzewania złączy przy spawaniu ma wydajność 1600÷4000 l/h, nadaje się za tem również do prostowania przez nagrzewanie dla blach śred niej grubości (do ok. 20 mm) [1]. technika prostowania przez nagrzewanie zabieg jest prosty, lecz wymaga uwagi i metodyczności w postępowaniu: – należy starannie wyznaczyć odkształcenia, które zamierza się usunąć, stosując napięty drut, liniały itp. do wytrasowania granic odkształceń na elemencie i ustalenia ważności, rys. 3. prostowanie za pomocą miejscowego nagrzania: a) elementów długich, b) przekrojów złożonych, c) płaszczyzn wybrzuszonych [2] fig. 3. straightening by means of local heating: a) of long elements, b) complex intersection heating, c) of bulge plane [2] 39przegląd spawalnictwa 2/2012 – każda strefa musi znajdować się tylko w obszarze odkształconym i nie wolno powtarzać nag rzewania w tym samym miejscu; gdyby np. okazało się, że pot rzebne są dodatkowe strefy, należy je wybrać w miejscach sąsiadujących z poprzednimi strefami, – kształt stref nagrzewania (opisanych niżej) powinien odpowiadać spodziewanemu efektowi, – liczba stref nagrzewania zależy od wielkości odkształcenia, usta lenie jej wymaga doświadczenia, należy zatem wykonywać zabieg stopniowo, tzn. lepiej jest wprowadzać strefy dodatkowe, jeżeli początkowy wynik był niewystarczający, niż „przegiąć” element wskutek zastosowania zbyt dużych, czy zbyt licznych stref nagrzewania, – element nagrzewany powinien mieć swobodę prostowania się, wszel kie zamocowanie może albo hamować efekt skurczu, albo go wzma gać, fałszując przewidywane skutki nagrzewania, należy zatem w razie konieczności uwolnić element z zamocowania, nawet jeś li by to oznaczało wycięcie jakiejś spoiny, – jeżeli element uległ odkształceniom złożonym i wymaga prostowa nia w dwu lub więcej płaszczyznach, należy kolejne zabiegi pros towania wykonać oddzielnie dla każdej płaszczyzny, – skutki nagrzewania należy sprawdzać po całkowitym wystygnięciu elementu [1]. rodzaje stref nagrzewania strefom nagrzewania nadaje się zwykle kształty geometryczne zestawione na rysunku 4. wielkość wybranego kształtu zależy od wielkości odkształcenia, w obszarze którego wszystkie strefy mu szą się mieścić. należy przy tym pamiętać o ewentualności do datkowego nagrzewania, gdyby po pierwszej operacji prostowanie nie było całkowite, strefy nie mogą więc być zbyt duże, ani zbyt gęsto rozmieszczone [1]. wybór stref nagrzewania strefy nagrzewania wybiera się zależnie od charakteru odkształ cenia i od przekroju elementu prostowanego. zasady wyboru stref nagrzewania dla kształtowników lub belek złożonych o podobnym przekroju, odkształconych w jednej płaszczyźnie, pokazano na ry sunku 4 [1]. sposoby zwiększenia skuteczności zabiegu w szczególnych przypadkach można zwiększyć skuteczność zabiegu nagrzewania przez: – przyspieszone stygnięcie stref nagrzanych za pomocą powietrza sprężonego lub wody, dzięki czemu efekt nagrzewania jest bardziej skupiony – sposób ten znajduje zastosowanie głównie przy prostowaniu większych powłok z cienkich blach (np. pudeł wagonu); rys. 4. kształty stref nagrzewania [1] fig. 4. shapes of heating zones [1] rys. 5. prostowanie kształtowników przez nagrzewanie [1] fig. 5. straightening of sections by heating [1] nagrzewanie elementu w kształcie klina należy rozpoczynać od wierzchołka do odstawy klina. cyfry oznaczają kolejność nagrzewania. ta sama cyfra odniesienia do dwu miejsc nagrzewania oznacza, że miejsca te należy nagrzewać jednocześnie. strzałki oznaczają kierunek, w którym nagrzewany element wyprostuje się pod wpływem nagrzewania. kątowniki ceowniki teowniki dwuteowniki punkty cieplne (blachę obciążyć) pierścienie cieplne (okrągłe lub owalne) wstęgi cieplne kliny cieplne kombinacje stref nagrzewania. wstęga i pierścień (usztywnione płyty) wstęga i klin (kształtowniki) 40 przegląd spawalnictwa 2/2012 – hamowanie rozszerzania się przy podgrzewaniu; jak wiadomo, podczas nagrzewania rozszerzający się metal wywoła począ tkowo odkształcenie w kierunku odwrotnym do od kształcenia końcowego po ostygnięciu – przeciwstawiając się temu odkształceniu; można wywołać lokalne spęczenie co zwiększy efekt skurczu podczas stygnięcia, spo sób ten stosuje się zwykle łącznie ze sposobem prostowania blach cienkich; przez zaciśnięcie ich między dwiema pły tami z otworami, przez które odbywa się nagrze wanie palnikami i chłodzenie (rys. 6a), można go też użyć na elementach grubszych przez ich zamocowanie (rys. 6b); – spęczenie mechaniczne stref nagrzanych (młotkowaniem itp.), które może być użyte wyjątkowo i pod ścisłą kontrolą temperatury zabiegu [1]. przykłady dwuteownik wysokości 425 mm, długości 10,2 m i masie 1060 kg z wycięciem w dwu płaszczyznach. wygięcie 30 mm z płaszczyzny półki usunięto przez nagrzewanie pięcioma strefami z kombinacji klinowo-wstęgowej, stosując jednocześnie dwa palniki. nagrzewanie każdej ze stref trwało 4 min, a przebieg prostowania był następujący: strefa 1 – zmniejszyła wygięcie o 12 mm (z 30 na 18 mm), strefa 2 – zmniejszyła wygięcie o 8 mm (z 18 na 10 mm), strefa 3 – zmniejszyła wygięcie o 3 mm (z 10 na 7 mm), strefa 4 – zmniejszyła wygięcie o 4 mm (z 7 na 3 mm), strefa 5 – zmniejszyła wygięcie o 3 mm (z 3 na 0 mm). wymiary stref wynosiły ok. 250x40 mm. stygnięcie trwało 2 h. wygięcie 20 mm z płaszczyzny środnika usunięto przez nagrzewanie 3 strefami klinowo-wstęgowymi, również przy jednoczesnym użyciu dwu palników. nagrzewanie każdej ze stref o wymiarach 50x70 mm trwało 2 min, a stygnięcie 1 h. dwuteownik szerokopasmowy ip18 długości 3,80 m z silnym wygięciem 70 mm z płaszczyzny półki (rys. 8). wygięcie usunięto dziewięcioma strefami klinowowstęgowymi o wymiarach 140x40 mm. dwuteownik był zamocowany i obciążony. przebieg prostowania był następujący: strefy 1 i 2 – zmniejszyły wygięcie o 24 mm (z 70 na 56 mm), strefy 3 i 4 – zmniejszyły wygięcie o 23 mm (z 56 na 33 mm), strefy 5, 6, 7 – zmniejszyły wygięcie o 24 mm (z 33 na 9 mm), strefy 8 i 9 – zmniejszyły wygięcie o 9 mm (z 9 na 0 mm). w obu przypadkach należy zwrócić uwagę na rozmieszczenie i kolejność nagrzewania (pozostawione miejsca między strefami). podsumowanie w artykule przedstawiono podstawy teoretyczne prostowania na zimno i prostowania płomieniowego na gorąco. omówiono również od strony praktycznej kolejność postępowania przy prostowaniu na gorąco. przedstawiony sposób postępowania oraz zamieszczone przykłady praktyczne mogą być pomocą przy opracowywaniu technologii prostowania płomieniowego. należy jednak pamiętać o zweryfikowaniu doświadczalnym przedstawionych zasad postępowania przed ich wprowadzeniem do praktyki. literatura [1] juffy e.: odkształcenia spawalnicze. wytyczne obliczania i usuwania. biuro studiów i projektów konstrukcji stalowych mostostal, warszawa 1962. [2] śledziewski e.: technologiczne plany spawania. podstawy projektowania. pwt, warszawa 1957. rys. 7. prostowanie dwuteownika [1] fig. 7. straightening of i-section [1] rys. 8. prostowanie dwuteownika [1] fig. 8. straightening of i-section [1] a) b) rys. 6. prostowanie blach przez nagrzewanie: a) blach cienkich, b) blach grubych [1] fig. 6. straightening of sheets by: a) sheet metal heating, b) metal plate heating [1] 201411_pspaw.pdf 60 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 nowoczesne badania nieniszczące luf armat morskich podstawą bezpieczeństwa eksploatacji techniki wojskowej modern non-destructive testing marine cannon barrels the basis for the operational safety of military technology mgr inż. szymon kubisiak – olympus polska, mgr inż. mirosław chmieliński – akademia marynarki wojennej. autor korespondencyjny/corresponding author: m.chmielinski@amw.gdynia.pl streszczenie referat charakteryzuje możliwości oceny stanu technicznego wyrobów techniki wojskowej na przykładzie luf armat morskich poprzez zastosowanie badań endoskopowych. prawidłowa ocena stanu technicznego wyrobów techniki wojskowej wymaga doświadczenia i wiąże się z dużą odpowiedzialnością, lecz prawidłowo wykonana może uchronić sprzęt przed ostateczną utratą własności, zminimalizować koszty, a w szczególności zapobiec nie rzadko śmiertelnym wypadkom. badania wizualno-endoskopowe należą do grupy badań nieniszczących pozwalających na szybkie, dokładne i jednoznaczne określenie stanu technicznego wewnętrznych przestrzeni luf armat morskich. w referacie zwrócono uwagę na wdrażanie wybranych rozwiązań technologicznych w procesie eksploatacji uzbrojenia morskiego ze szczególnym uwzględnieniem wyrobów firm współpracujących z wojskiem, w których oferowane rozwiązania powstają w oparciu o najnowsze rozwiązania technologiczne i spełniające wysokie wymagania wojskowe. zaprezentowany wideoskop iplex rt/ rx spełnia stawiane wymagania ww. inspekcji, jak również jest nowoczesnym i wszechstronnym systemem kontroli, odpowiednim dla wymaganego zakresu wymagań inspekcyjnych szeroko rozumianej techniki wojskowej. słowa kluczowe: badania nieniszczące, lufy armatnie abstract the article presents the opportunity to evaluate and diagnose the state of the marine technical equipment (armaments), based on example of marine cannon barrels tested with industrial endoscope. correct evaluation of condition of military technology products requires an experience, and is related with big responsibility. however, carried out properly can protect the equipment from complete damage, reduce the maintenance costs, and finally can prevent fatal accidents, which are not uncommon. endoscopes belong to the group of non-destructive testing instruments and allow for quick, precise and unambiguous definition of the technical condition especially of the internal space and the elements of the cannon barrels. the document highlights the implementation of several technologies into process of exploitation of maritime armaments, with particular emphasis on the companies which cooperate with armed forces. products offered by these companies were developed with use of the latest technologies and fulfil strict, military requirements. presented videoscope iplex rt/rx comply with military standards and is modern and comprehensive control system which is appropriate for wide range of military applications. keywords: non-destructive testing, cannon barrels szymon kubisiak mirosław chmieliński 61przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 wstęp proces rozwoju sił zbrojnych rzeczypospolitej polskiej, przebiegający równolegle z wdrażaniem na wyposażenie nowoczesnych wyrobów obronnych tj. uzbrojenia i sprzętu wojskowego (techniki wojskowej) spełniającego standardy nato, jest procesem ciągłym i długotrwałym [19]. siły zbrojne rp posiadają na swoim wyposażeniu coraz doskonalsze systemy techniki wojskowej, pomimo tego, w praktyce eksploatacyjnej znane są przypadki poważnych jej uszkodzeń, których pierwotne przyczyny nie zostały wykryte w odpowiednim czasie. trudności rozpoznawania uszkodzeń nowoczesnej techniki wojskowej na podstawie zmian wartości poszczególnych parametrów charakteryzujących jej stan techniczny, związane są z niewłaściwą interpretacją symptomów powstałego defektu. często są one identyfikowane, jako symptomy naturalnego procesu starzenia lub zużycia poszczególnych elementów techniki wojskowej zdeterminowane czasem jej eksploatacji. zewnętrzne objawy w takich przypadkach są zazwyczaj zbieżne i trudne do jednoznacznego określenia. w takich przypadkach jedyną możliwość uzyskania arbitralnej diagnozy o stanie technicznym techniki wojskowej a w tym np. luf armat morskich zapewnia m.in. inspekcji jej przestrzeni wewnętrznych z wykorzystaniem endoskopów, dzięki którym w sposób bezinwazyjny, bardzo szybki oraz jednoznaczny rozwiane zostają wątpliwości nurtujące eksploatatora. troskliwy stosunek do techniki wojskowej jest dowodem wysokiej kultury technicznej i dyscypliny żołnierzy. charakterystyka wyrobów techniki wojskowej prawidłowa ocena stanu technicznego wyrobów techniki wojskowej – luf armata morskich wymaga doświadczenia i wiąże się z dużą odpowiedzialnością, lecz prawidłowo wykonana może uchronić ww. sprzęt przed ostateczną utratą własności, zminimalizować koszty, a w szczególności zapobiec nie rzadko śmiertelnym wypadkom. umiejscowienie badań nieniszczących w problematyce monitorowania i zarządzania w procesie eksploatacji techniki wojskowej, wskazuje na jej miejsce i zadania, a racjonalne wprowadzanie osiągnięć nowoczesnych technologii diagnostycznych zapewnia efektywność ekonomiczną ich funkcjonowania. badania nieniszczące, w omawianym przypadku to badania wizualne metodą endoskopową, pozwalają na szybką i wnikliwą ocenę stanu technicznego wyrobów techniki wojskowej, bez konieczności częściowego demontażu ww. sprzętu, a służą wykryciu przyczyn awarii lub uszkodzenia sprzętu, jak również wyeliminowaniu przyczyn niesprawności, dla zapewnienia bezpiecznej eksploatacji uzbrojenia [4]. przy opracowywaniu prognoz diagnostycznych techniki wojskowej, należy uwzględniać dane o prawidłowości rozwoju procesów kontrolowanych i ich uwarunkowaniach rozwojowych, a także możliwych dodatkowych czynnikach wpływających na ich przebieg. podstawowym założeniem badań nieniszczących jest dokonanie oceny stanu badanego obiektu bez dokonywania ingerencji w jego budowę i wzajemne połączenia, a tego typu diagnostyka jest nauką zajmującą się badaniem stanu obiektów za pomocą metod, które można określić jako bezinwazyjne. nazwa taka przyjęła się powszechnie w medycynie i dobrze oddaje istotę stosowanych metod badawczych: badanie nie powoduje zniszczenia obiektu, a jego stan, pomimo przeprowadzenia badania, nie zmienia się. badania nieniszczące jako badania diagnostyczne stosowane są również w technice wojskowej, wszędzie tam, gdzie nie jest możliwe przeprowadzenie demontażu elementów lub podzespołów, gdzie naruszenie struktury zespołu może prowadzić np. do przedwczesnego zużycia współpracujących części i wreszcie wtedy, gdy zdemontowanie części i przeprowadzenie tzw. rozbiórki warsztatowej i próba oceny stanu współpracujących części może okazać się zbyt kosztowna i pracochłonna, a efekt daleko odbiegający od oczekiwanego. jednym z ważniejszych sposobów oceny np. stanu luf armat morskich jest skontrolowanie ich wyglądu wzrokowo, jednak w wielu przypadkach taka ocena jest bardzo utrudniona ze względu na jej położenie i możliwość odpowiedniego ustawienia oka. w wielu przypadkach obejrzenie lufy armaty morskiej dokładnie gołym okiem staje się bez demontażu po prostu niemożliwe. opisywane badania wizualne to najstarsza i najbardziej rozpowszechniona metoda kontroli. badania takie przeprowadza się okiem nieuzbrojonym, bądź z wykorzystaniem specjalistycznych przyrządów optycznych. w referacie zaprezentowano możliwość diagnostyki i oceny stanu technicznego luf armat morskich za pomocą przyrządów endoskopowych. dysponując prostymi środkami, umożliwiającymi zajrzenie w te trudno dostępne miejsca, można znacząco zmienić jakość wykonywanego badania. metody te, niezależnie od ich wysokiej przydatności i wiarygodności, umożliwiają jednak ocenę stanu elementów w sposób pośredni i tylko bezpośrednia – wzrokowa ocena wyglądu elementów da rozstrzygnięcie wątpliwości. no-06-a011:2003 zatwierdzona i wprowadzona do stosowania przez ministra obrony narodowej decyzją nr 29/mon z dnia 10 lutego 2003 r. zmieniającą decyzję w sprawie norm obronnych (dz. urz. mon z 2003 r. nr 2, poz. 13) definiuje znaczenie podstawowych terminów z obszaru techniki wojskowej, która powinna być: niezawodna, bezpieczna, łatwa w obsłudze podczas eksploatacji oraz zgodna z zapotrzebowaniem zamawiającego. zgodnie z w/w normą obronną, technikę wojskową dzieli się na: – wyroby techniki wojskowej, czyli wyrób – środek techniczny, przeznaczony do wykonywania zadań 62 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 bojowych, części wchodzące w jego skład, oprogramowanie komputerowe, próby, wyroby uzupełniające oraz wyposażenie i aparatura zapewniająca jego eksploatację i naprawę (w tym urządzenia szkolno-treningowe), opracowany lub zakupiony zgodnie z zapotrzebowaniem zamawiającego sprzęt wojskowy; – materiały techniki wojskowej, to materiał – tworzywo, surowiec, substancja, mające praktyczne zastosowanie w eksploatacji i przy wykonywaniu zadań bojowych, opracowane lub zakupione zgodnie z zapotrzebowaniem zamawiającego sprzęt wojskowy według dokumentacji przez niego zatwierdzonej (uzgodnionej). wyróżnia się dwie grupy wyrobów i materiałów techniki wojskowej: – grupę wyrobów i materiałów specjalnych, wykonywanych na potrzeby wojska według ustalonych wymagań i potrzeb, – grupę wyrobów i materiałów powszechnie dostępnych w handlu. dla każdej grupy wyrobów i materiałów techniki wojskowej obowiązują odpowiednie procedury, dotyczące realizacji badań, zaopatrzenia, eksploatacji i likwidacji. przed podjęciem decyzji o wytworzeniu lub zakupie wyrobu (materiału), dokonywana jest analiza kosztów wytworzenia lub zakupu oraz oczekiwanych kosztów eksploatacji i obsługiwania w całym procesie życia danego wyrobu (materiału). polskie towarzystwo badań nieniszczących i diagnostyki technicznej simp w amw akademia marynarki wojennej w gdyni od lat wspierała działalność stowarzyszenia inżynierów i techników mechaników polskich, a mając na uwadze potrzebę tworzenia warunków do rozwoju morskiej techniki wojskowej i wychodząc naprzeciw oczekiwaniom w dniu 23.01.2014 r. w akademii marynarki wojennej w gdyni, podpisana została umowa o współpracy amw z zarządem głównym simp w warszawie. ze strony amw umowę podpisał rektor-komendant – kontradmirał dr inż. czesław dyrcz natomiast w imieniu zarządu głównego simp umowę podpisali wiceprezes zarządu głównego simp – ryszard wycichowski oraz sekretarz generalny zarządu głównego simp – kazimierz łasiewicki, który w imieniu zg simp przyjął zobowiązanie do popularyzacji osiągnięć nauki i techniki, w tym morskiej myśli technicznej służącej obronności rzeczypospolitej polskiej. również w tym samym dniu tj. 23.01.2014 r. w pracowni broni rakietowej i artylerii amw odbyło się spotkanie inauguracyjne – założenia oddziału gdańskiego ptbnidt simp. w imieniu ptbnidt simp udział w spotkaniu wziął ówczesny wiceprzewodniczący ptbnidt simp – bogdan zając, rys. 1. podpisana umowa o współpracy amw z zg simp fig. 1. the signed agreement on cooperation amw with zg simp jak również wiceprezes zg simp – ryszard wycichowski oraz sekretarz generalny zg simp – kazimierz łasiewicki (rys. 1). podczas spotkania zawiązującego oddział ptbnidt simp w gdańsku dokonano wyboru przewodniczącego oddziału ptbnidt simp – kmdr por. mirosława chmielińskiego. obecny na spotkaniu ówczesny wiceprzewodniczący zarządu ptbnidt simp – mgr inż. bogdan zając w swoim wystąpieniu zwrócił uwagę na fakt, że ptbnidt simp od tej pory będzie miało oparcie w tak znamienitej uczelni, jaką jest akademia marynarki wojennej w gdyni. powstanie oddziału w gdańsku polskiego towarzystwa badań nieniszczących i diagnostyki technicznej simp – ptbnidt simp, w tak ważnym gospodarczo regionie, jakim jest województwo pomorskie pozwoli na realizację już wcześniej zgłaszanych przez ptbnidt simp postulatów. korzystając z tej okazji dokonano też formalnego utworzenia koła studentów simp przy amw. po zakończeniu spotkania zaprezentowano bazę dydaktyczno-badawczą instytutu uzbrojenia okrętowego i informatyki amw. szczególną uwagę zwrócono na nowo powstałe stanowisko szkolno-badawcze diagnostyki luf armat morskich wyposażone w urządzenia do oceny ich stanu technicznego za pomocą wideoskopu. natomiast w dniu 19.03.2014 r. w pracowni broni rakietowej i artylerii akademii marynarki wojennej w gdyni odbyło się zebranie sprawozdawczo -wyborcze oddziału gdańskiego polskiego towarzystwa badań nieniszczących i diagnostyki technicznej simp. podczas tego spotkania członków 63przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 oddziału gdańskiego ptbnidt simp dokonana została prezentacja zakresu działania firmy przez prezesa zarządu koli sp. z o.o. – gł. inżyniera d/s jakości i badań – pana marka k. lipnickiego. prezentacja ta pozwoliła na zapoznanie się wszystkich uczestników spotkania z dotychczasowym udziałem pana marka k. lipnickiego w działalności w ptbnidt simp. zebrani jednogłośnie na przewodniczącego oddziału gdańskiego ptbnidt simp wybrali kol. mirosława franciszka chmielińskiego, zaś na członków zarządu oddziału gdańskiego ptbnidt simp wybrano: kol. marka k. lipnickiego – na wiceprezesa, kol. bogdana pojawę – na sekretarza, kol. wojciech jurczaka – na członka zarządu oddziału i kol. janusza rolka – na członka zarządu oddziału w gdańsku. podczas bałtyckich targów militarnych balt military expo 2014 (24-26 czerwca) akademia marynarki wojennej otrzymała wyróżnienie prezesa polskiej izby producentów na rzecz obronności kraju za endoskopowe stanowisko diagnostyki luf artyleryjskich. natomiast referat napisany na ten temat został wybrany jako najbardziej nowatorski. współautorami byli przedstawiciele amw kmdr por. mirosław chmieliński i kmdr por. rez. mirosław gołyga oraz przedstawiciel olympus polska szymon kubisiak. endoskopowe stanowisko diagnostyki luf artyleryjskich było jednym z trzech stanowisk wystawianych w ramach stoiska akademii marynarki wojennej. diagnostyka ta pozwala na ocenę stanu technicznego lufy przy pomocy urządzenia endoskopowego. obsługiwane średnice (kalibry) to: 23, 30, 35, 57, 76 i 76,2 mm. na stanowisku można również wykonać czyszczenie przewodu lufy oraz komory nabojowej. badania można rejestrować, archiwizować oraz wizualizować. działalność sekcji techniki uzbrojenia przy zg simp sekcja techniki uzbrojenia simp działająca przy zarządzie głównym simp w warszawie liczy obecnie około 90 członków. prezesem jest prof. dr hab. inż. jan figurski, wiceprezesem dr inż. zbigniew zaborowski, zaś sekretarzem dr inż. michał hilczer. członkowie sekcji uzbrojenia simp pracują w kołach simp przy: – wojskowym instytucie technicznym uzbrojenia w zielonce, – wojskowej akademii technicznej – wydziale mechanicznym, – akademii marynarki wojennej w gdyni, – politechnice warszawskiej – dawny wydział technologiczny, – zakładach mechanicznych „łucznik” – radom – zakładach hsw – stalowa wola, – zakładach mechanicznych – tarnów, – akademii obrony narodowej, – wyższych szkołach oficerskich we wrocławiu i dęblinie. z szeregów sekcji techniki uzbrojenia simp wyrosła m.in. firma wb electronics, która podjęła produkcję bezzałogowych statków latających (uav – unmanned aerial vehicle). sekcja techniki uzbrojenia simp posiada też swoich przedstawicieli w różnych instytucjach, z którymi utrzymywane są ścisłe kontakty organizacyjne i badawcze, a są to: – witu – dr inż. michał hilczer, – wat – dr inż. ryszard woźniak, – amw – dr hab. inż. jan kobierski i kmdr por. mgr inż. mirosław chmieliński, – politechnika warszawska prof. dr hab. inż. zbigniew nita, prof. dr hab. inż. maciej bossak, – hsw stalowa wola s.a. – dyr. antoni rusinek, – łucznik radom – mgr inż. andrzej jęczmyk, – mesko s.a. – dyr. waldemar skowron, – zm tarnów – dyr. tadeusz świątek, – aon – prof. dr hab. inż. piotr sienkiewicz. sekcja techniki uzbrojenia simp skupia swoją aktywność na doskonaleniu działalności dydaktycznej oraz opracowaniach i wdrażaniu programów uzbrojenia. drugi obszar naszej działalności – to dydaktyka, tzn. kształcenie specjalistów uzbrojenia i jego zabezpieczenia logistycznego. sekcja techniki uzbrojenia simp spełnia założenia statutowe, nie skupia się na drobiazgach, ale kontynuuje rozwiązania programowo-wdrożeniowe. przykładowo: opracowana przez wydział mechaniczny wat nowoczesna metoda wydobywania gazu łupkowego czeka na zastosowanie w praktyce, a szkolenie i leczenie na odległość – to nowa forma nowoczesnej edukacji i leczenia, bez kontaktu bezpośredniego z nauczycielem czy lekarzem. nieniszczące badania i pomiary działalność w ramach simp i ptbnidt simp pozwoliła nawiązać kontakty w środowisku diagnostyki technicznej, między innymi z firmą olympus polska sp. z o.o. oraz firmą koli sp. z o.o. z gdańska, która zajmuje się zagadnieniami pomiarów i badań nieniszczących prowadzonych głównie metodami: wizualną (vt), penetracyjną (pt), magnetyczno-proszkową (mt) – technikami konwencjonalnymi i z zastosowaniem specjalnych, dedykowanych cewek i quasi skanerów), ultradźwiękową (ut) technikami konwencjonalnymi i techniką phased array z dedykowanymi skanerami i/lub głowicami pa. laboratorium ndt koli, posiadając wdrożony system zarządzania jakością wg pn-en iso/iec 17025 oraz uznania instytucji krajowych i zagranicznych, wykonuje: – pomiary i badania nieniszczące, – inspekcje i nadzory produkcji lub remontów konstrukcji metalowych w imieniu klienta, 64 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 – audytowanie laboratoriów ndt dla potrzeb klientów zewnętrznych, – doradztwo w zakresie zasadności określonych metod nieniszczących, ich poziomów akceptacji i wymagań, – opracowanie procedur badawczych oraz systemowych wg wymagań pn-en iso/iec17025, – szkolenie i egzaminowanie inspektorów i operatorów pomiarów i badań nieniszczących (vt, mt, ut, utt w krajowym systemie udt-cert). programy szkoleń standardowych są zatwierdzone przez udt-cert, a ośrodek wyposażony jest w nowoczesną aparaturę badawczą, próbki wzorcowe, próbki odniesienia, próbki z wadami naturalnymi i sztucznymi oraz inne pomoce, normy i materiały audiowizualne. w zakresie zastosowań i ograniczeń metod nieniszczących proponowane są kilkudniowe kurso-seminaria spełniające potrzeby grup zawodowych z danej branży, mogą to być szkolenia dla technologów, konstruktorów, inżynierów i inspektorów nadzoru (zasady fizyczne, zastosowania i ograniczenia poszczególnych metod nieniszczących, standardy i procedury ich stosowania, elementy i sposoby nadzoru). takie dedykowane szkolenia zorganizowano dla inspektorów towarzystw klasyfikacyjnych (abs, bv, dnv, gl, prs i inne) w roku 2012: – sprawdzanie negatoskopów przemysłowych na zgodność z wymaganiami pn-en25580, – serwis oferowanej aparatury i wyposażenia do pomiarów i badań ndt, – projektowanie i produkcję oprzyrządowania i wyposażenia do badań ndt wg. własnych doświadczeń i opracowań. podstawowe cechy ndt wyrobów techniki wojskowej badania nieniszczące (non-destructive testing – ndt) jest to rodzaj oceny stanu np. techniki wojskowej, niewpływający w istotny sposób na jego własności strukturalne i powierzchniowe [7]. badania nieniszczące to badania, umożliwiające uzyskanie informacji o stanie fizycznym, wadach i własnościach badanego wyrobu obronnego (materiału, wyrobu, konstrukcji) bez spowodowania zmiany jego cech użytkowych. badania mające na celu wykrycie wad typu nieciągłości materiału są nazywane badaniami defektoskopowymi [8]. badania ndt są to nieinwazyjne techniki w celu ustalenia integralności materiału, konstrukcji lub części lub pozwalają mierzyć pewne cechy obiektu. w przeciwieństwie do badań niszczących, gdzie następuje zniszczenie badanego obiektu zwykle czyni te badania nieniszczące bardziej kosztowne i to jest również nieodpowiednie w wielu okolicznościach. właściwe i odpowiednie szkolenia i certyfikacji personelu badań nieniszczących jest zatem koniecznością, aby upewnić się, że możliwości techniki są w pełni wykorzystywane. istnieje wiele opublikowanych standardów międzynarodowych i regionalnych, obejmujących certyfikację kompetencji personelu. jedną z technik badań nieniszczących są badania wizualne (visual testing – vt). badania wizualne to czynność umiejscowienia i oceny powierzchniowych cech jakości obiektu, takich jak: nieciągłości, zniekształcenia, ogólny stan powierzchni ludzkim nieuzbrojonym okiem lub przy użyciu przyrządów optycznych, optoelektronicznych, pomiarowych, itp. pełen cykl badań wizualnych składa się z zapoznania się z obiektem badanym oraz wymaganiami jakościowymi, przygotowania powierzchni do badań, doboru odpowiedniej metody/aparatury, sprawdzenia wyposażenia badawczego, przeprowadzenia badania oraz sporządzenia raportu. duży zakres stosowalności techniki często niesie za sobą konieczność stosowania dodatkowego oprzyrządowania. w marynarce wojennej rp badania endoskopowe wykonywane są od wielu lat w ramach corocznych badań diagnostycznych okrętowych silników spalinowych. badania te wykonywane są przez zespół diagnostyczny instytutu konstrukcji i eksploatacji okrętów wme amw [5]. celem badań jest głównie ocena stanu powierzchni (np.: zmiany korozyjne czy erozyjne, pęknięcia), kontrola odchyłek kształtu, połączeń, zwłaszcza spawanych, wreszcie kontroli obiektu po jego naprawie. charakterystyka oraz warunki badań wizualnych luf armat morskich w amw w eksploatacji uzbrojenia marynarki wojennej rp coraz powszechniej są już wykorzystywane nowe metody badań diagnostycznych, a w szczególności badania endoskopowe. nieinwazyjne metody diagnostyczne pozwalają na szybkie i dokładne ustalenie przydatności uzbrojenia morskiego do dalszej eksploatacji, podczas wykonywania jego obsługi. szczególnie dużą przydatność mogą wykazywać w trudno dostępnych miejscach np. w przypadku, gdy demontaż elementu uzbrojenia jest utrudniony i czasochłonny. badania nieniszczące uzbrojenia morskiego można wykonać w celu określenia aktualnego stanu technicznego lub wykrycia przyczyn awarii lub uszkodzenia sprzętu, jak również w celu wyeliminowania przyczyn niesprawności, dla zapewnienia bezpiecznej eksploatacji uzbrojenia. w pracowni broni rakietowej i artylerii akademii marynarki wojennej w gdyni pod koniec 2013 r. uruchomiono stanowisko szkolno-badawcze przeznaczone do prowadzenia badań nieniszczących luf armat morskich metodą wizualną za pomocą endoskopowego badania powierzchni wewnętrznych luf. stanowisko szkolno-badawcze do badań luf armat morskich, wyposażone zostało w urządzenie diagno65przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 styczne do oceny ich stanu technicznego za pomocą wideoskopu oraz urządzenie przeznaczone do czyszczenia przewodu lufy oraz komory nabojowej, jak również narzędzia i materiały do obsługi automatów artyleryjskich oraz urządzenia do rejestracji, archiwizacji i wizualizacji badań luf armat morskich. zastosowane rozwiązanie umożliwia nagrywanie obrazów widocznych podczas badań przewodów luf armat morskich oraz ich rejestrowanie. urządzenie do sprawdzenia stanu technicznego i stopnia zużycia umożliwia dokonanie sprawdzenia powierzchni wewnętrznej lufy o średnicy (kalibrze): 23, 30, 35, 57, 76 i 76,2 mm, a spełnia następujące funkcje, wymagania i możliwości: – badania wnętrza lufy z określeniem lokalizacji oraz wielkości wady, – analizowanie, dokumentowanie i archiwizowanie defektów lufy, – bezpieczne przenoszenie i przewożenie przyrządu (umieszczenie przyrządu i jego elementów w pojemniku transportowym), – obraz „na żywo” przedstawiony na monitorze pozwala na dokładny widok ścian lufy wewnątrz, umożliwiając szybką diagnozę wstępną, – urządzenie umożliwia pełny podgląd uszkodzeń, – umożliwia pomiar interaktywny z powłoką wielokrotną i funkcjami adnotacyjnymi, (skala, tekst, data, itp.), – umożliwia zapisywanie i archiwizowanie wyników pomiarów, – umożliwia porównywanie obrazów archiwalnych i „na żywo”. dodatkowo w zestaw stanowiska badawczego do endoskopowej diagnostyki luf armatnich wchodzi analizator pomiarowy – zestaw komputerowy z oprogramowaniem do pomiarów i obróbki obrazów, z możliwością zarządzania wydrukiem protokołów i raportów oraz przesyłania wyników do urządzeń komunikacyjnych w trybie on-line poprzez usb i urządzenie do wizualizacji wyników pomiarów. podczas badania ocenie podlegają w szczególności: – pęknięcia, rysy oraz ubytki materiału; – intensywność procesów zanieczyszczenia i zużycia przewodu lufy; – lokalne ogniwa korozji oraz erozji powierzchniowej lufy. badanie pozwalają na szybkie i dokładne ustalenie przydatności luf armat morskich do eksploatacji. badania nieniszczące luf armat morskich wykonywane są w celu określenia aktualnego ich stanu technicznego lub wykrycia przyczyn zużycia lub uszkodzenia luf, jak również w celu wyeliminowania przyczyn niesprawności, dla zapewnienia bezpiecznej eksploatacji luf armat morskich. na potrzeby niniejszego referatu do badań zastosowano wideoskop iplex rx (rys. 2). aparatura zastosowana podczas badań luf armat morskich przeprowadzonych w pracowni broni rakietowej i artylerii amw (pbria amw) posiada niewielką masę i zasilanie akumulatorowe. kompletny system, łącznie z akcesoriami i walizką, można przenosić na kolejne miejsca pracy, w prawie każdych trudnych warunkach. natomiast przeprowadzenie badań „diagnostyki endoskopowej luf armat morskich” mogą wykonać: – osoby posiadający wykształcenie techniczne oraz doświadczenie w pracy zawodowej min. 3 lata z uzbrojeniem; – żołnierze zawodowi lub rezerwy, którzy przeszli szkolenia w zakresie bezpiecznego posługiwania się uzbrojeniem artyleryjskim zgodnie z przepisami i regulaminami; – posiadający doświadczenie w prowadzeniu badań endoskopowych; – posiadający wiedzę z zakresu badań diagnostycznych uzbrojenia; – zostały zapoznane z warunkami bezpieczeństwa wykonywania badania oraz odpowiedzialnością prawną. zastosowane badanie powinno być poprzedzone właściwym przygotowaniem powierzchni wewnętrznej luf armat morskich do badań, które polega na usunięciu zanieczyszczeń, smarów, produktów korozji, itp. w taki sposób, aby nie została naruszona pierwotna postać tej powierzchni lub przynajmniej nie zostały zamaskowane (zakryte) takie wady powierzchniowe, które powinny być wykryte w czasie badań. rys. 2. wideoskop iplex rx podczas badań endoskopowych w pbria amw fig. 2. iplex wideoendoskop rx during endoscopy in pbria amw 66 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 w celu potwierdzenia przydatności stanowiska do szybkiej diagnostyki i ustalenia przydatności uzbrojenia i sprzętu wojskowego do dalszej eksploatacji – wykonywanej podczas jego obsługi – dokonano badań 23 mm morskiej armaty zu-23-2mr, do badań luf armat morskich zastosowano w urządzenie diagnostyczne do oceny ich stanu technicznego za pomocą wideoskopu iplex rx (rys. 3.). rys. 3. wideoskop iplex rx podczas badań luf armat morskich w pbria fig. 3. iplex rx during the testing of marine cannon barrels in pbria – możliwość czyszczenia luf w warunkach laboratoryjnych i na okręcie w zakresie temperatury powietrza od -20°c do +55°c. rys. 4. urządzenie do czyszczenia przewodu lufy i komory nabojowej fig. 4. device for cleaning the barrel and the chamber podstawą wykonania badań wizualnych – endoskopowych jest właściwe przygotowanie powierzchni wewnętrznej luf armat morskich. przygotowanie polega na usunięciu zanieczyszczeń, smarów, produktów korozji itp. w taki sposób, aby nie została naruszona pierwotna postać tej powierzchni lub przynajmniej nie zostały zamaskowane (zakryte) takie wady powierzchniowe, które powinny być wykryte w czasie badań. w zestaw stanowiska badawczego wchodzi urządzenie wykonujące wiele z wymaganych czynności w sposób automatyczny. urządzenie do czyszczenia przewodu luf (rys. 4.) zapewnia: – automatyczną pracę głowicy/szczotki czyszczącej w trybie wibracji wspomagających czyszczenie, możliwość czyszczenia lufy kalibru: 23, 30, 35, 57, 76, 76,2 mm na długości min. 1400 mm max 4500 mm; – zasilanie elektryczne 24/230 vdc; – urządzenie zawiera zbiornik do aplikacji środków chemicznych wspomagających czyszczenie (w szczególności usuwających zamiedziowanie); firma olympus jest liderem na rynku endoskopów przemysłowych, a wprowadzając na rynek endoskop iplex lx i lt, ustaliła nowy standard dla małych, lekkich wideoskopów. wideoskopy firmy olympus są systemami spełniającymi wymagania inspekcji najbardziej nowoczesnymi i wszechstronnymi systemami kontroli, odpowiednimi dla szerokiego zakresu wymagań inspekcyjnych w środowisku przemysłowym. natomiast najnowszy wideoskop przemysłowy iplex rx/ iplex rt jest wideoskopem uniwersalnym, kompaktowym, o wytrzymałej obudowie, łatwym w obsłudze oraz o dobrej funkcjonalności z wbudowanym uchwytem do noszenia, jak również posiada możliwość rozbudowy. wideoskop przemysłowy iplex rx/ iplex rt gwarantuje niezrównaną jakość obrazu oraz przyjazną dla użytkownika przenośną konstrukcję. wideoskopy idealnie nadają się do użytku przez inspektorów, gdyż gwarantują niezawodną i precyzyjną kontrolę, dzięki wysokiej jakości obrazu (bardzo jasny i ostry obraz dzięki procesorowi obrazu pulsarpictm, który redukuje szumy i wyostrza obraz, zapewniając mu wyjątkowo wysoką rozdzielczość), wysokiej jakości rejestracja zdjęć i nagrań filmowych. wideoskopy iplex rx i rt wiernie i wyraźnie odtwarzają drobne wady, a ostre obrazy umożliwiają precyzyjną i niezawodną kontrolę (rys. 5). 67przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 rys. 5. rejestracja wideo diagnostyki 23mm lufzu-23-2mr wideoskopem iplex rx fig. 5. video recording during the evaluation of the barrel 23 mm zu-23-2mr with iplex rx wideoskop iplex rx i rt posiada nowy system oświetlenia led, w przybliżeniu dwa razy jaśniejszy niż w tradycyjnych wideoskopach, który dynamicznie dostosowuje strumień świetlny, ograniczając powstawanie aureoli wokół kontrolowanych powierzchni metalowych lub odbijających światło. wideoskop iplex rx posiada też funkcję wyświetlania dokumentów w formacie pdf. zamiast oglądać osobno drukowaną instrukcję prowadzenia inspekcji i obraz kontrolowanego obiektu można je jednocześnie zobaczyć na monitorze iplex rx. ta unikalna funkcja zwiększa szybkość i skuteczność kontroli. monitor iplex rx wyświetla obraz podczas kontroli, który można zapisywać na przenośnym dysku usb w formacie jpeg lub jako filmy w formacie mpeg-4. lepsza jakość zarejestrowanych obrazów i filmów umożliwia precyzyjną ich diagnozę, nie tylko w terenie, ale i w biurze, dzięki bezpłatnemu oprogramowaniu do zarządzania obrazami inhelp. wideoskop iplex rx posiada również unikalną funkcję przetwarzania obrazu, widertm, która rozjaśnia najciemniejsze miejsca obrazu nie rozmywając detali w miejscach jaśniejszych. innowacyjna technologia umożliwia optymalne kontrole dużych obszarów lub miejsc mocno odbijających światło. ponadto wideoskop iplex rx posiada funkcje ustawiania ostrości i koloru, które umożliwiają tworzenie optymalnych obrazów każdego przedmiotu w każdych okolicznościach. wideoskopy iplex rx i rt ważą zaledwie 2,9 kg z akumulatorem litowo-jonowym. kompaktowa, przenośna konstrukcja ułatwia transport lub wysyłkę wideoskopu na miejsce kontroli, a także ich przenoszenie do trudno dostępnych miejsc. uniwersalna konstrukcja wideoskopów iplex rx i rt sprawia, że ich użytkowanie jest wygodne. obrotowy uchwyt monitora można zmienić w statyw podczas kontroli. umożliwia on umieszczenie wideoskopu w dowolnej pozycji, pod optymalnym katem i w optymalnej odległości. wyjście wideo w modelach iplex rx i rt umożliwia kontrole grupowe lub zdalne po podłączeniu monitora zewnętrznego. wideoskopy można nosić na pasku na ramieniu lub umieścić na statywie. najczęściej stosowane funkcje, jak wygięcie sondy, regulacja obrazu czy rejestracja są łatwo dostępne za pomocą przycisków szybkiego dostępu umieszczonych na lekkim dżojstiku. ustawienia menu modeli iplex rx i rt zostały uproszczone, ułatwiając obsługę tych urządzeń. każde menu w wideoskopach iplex rx i rt są opatrzone czytelnymi ikonami. inspektor może rozpoznać je intuicyjnie i skutecznie używać żądanych ustawień lub funkcji. dżojstik z przyciskami szybkiego dostępu, które umożliwiają wykonanie 14 działań za pomocą jednego naciśnięcia przycisku. wideoskopy iplex rx i rt spełniają wymagania międzynarodowych norm wojskowych (mil-std 810f/g i mil-std 461f)* oraz standard ip55 i przeszły szereg wymagających testów środowiskowych, sprawdzając się przy pracy w zacinającym deszczu/pyle, w wysokiej wilgotności otoczenia i zamarzającym deszczu. przeciwodblaskowy monitor z funkcją daylight view wyświetla ostry obraz nawet przy bezpośrednim nasłonecznieniu. wytrzymała konstrukcja, spełniająca normy wojskowe, wytrzymuje trudne warunki pracy i zapewnia niezawodne działanie w wymagającym środowisku. operatorzy często muszą kontrolować miejsca umieszczone w wąskich szczelinach, o ostrych lub poszarpanych krawędziach. sonda wideoskopów iplex rx i rt jest odporna na ścieranie i zgniatanie oraz jest pokryta specjalnym wytrzymałym oplotem wolframowym. poza tym jest odporna na działanie wysokich temperatur do 100 °c. czujnik wysokiej temperatury sygnalizuje dźwiękiem i wyświetla ostrzeżenia informując o możliwości przegrzania. jest też możliwy pomiar głębokości z użyciem funkcji pomiaru stereo wideoskopem iplex rx. analiza stanu wnętrza lufy badanej armaty wskazuje na występowanie licznych ognisk korozji. są to defekty wskazujące na utlenianie się wewnętrznej powierzchni lufy, zwłaszcza w miejscach, w których wystąpiły uszkodzenia mechaniczne podczas eksploatacji bojowej. w analizowanym przykładzie zlokalizowano i rozpoznano co najmniej trzy ogniska korozji, charakteryzujące różne stany degradacji powierzchni 68 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 wewnętrznej lufy, tj. korozję punktową, plamową i wżerową (rys. 6). rys. 6. analiza stanu wnętrza lufy armaty zu-23-2mr fig. 6. analysis of condition the interior of the cannon barrel zu-23-2mr a następnie pękania i łuszczenia się warstw skorodowanych. w konsekwencji prowadzi to do powstawania uszkodzeń mechanicznych i strukturalnych wewnętrznej powierzchni lufy. w warunkach codziennej eksploatacji armat morskich dominującym zjawiskiem jest wilgoć – powietrze o dużej zawartości wody i soli. dlatego też, uszkodzenia powierzchni metali (luf) prowadzą do ich nieodwracalnej degradacji co skutkuje tym, że nawet przy właściwej eksploatacji i stosowaniu zalecanych środków konserwacji – powstawanie ognisk rdzy będzie się nasilało wraz ze wzrostem czasu eksploatacji, a taka nieinwazyjna metoda diagnostyki luf artyleryjskich może pozwolić na szybkie i dokładne określenie aktualnego stanu technicznego wyrobów techniki wojskowej – bez jego demontażu. odporne na zgniecenia sondy wideoskopów posiadają oplot zewnętrzny ze wzmocnionego wolframu, zapewniający odporność na ścieranie. wytrzymałość sondy oraz jej elastyczność pozwala na inspekcje nawet w trudnych warunkach i niebezpiecznym otoczeniu występujących na okrętach marynarki wojennej rp. zastosowana aparatura i nieinwazyjna metoda diagnostyczna luf artyleryjskich, może pozwolić na szybkie i dokładne ustalenie przydatności uzbrojenia i sprzętu wojskowego do dalszej eksploatacji. szczególnie dużą przydatność należy przewidywać w miejscach trudno dostępnych, np. w przypadku, gdy demontaż elementu techniki wojskowej jest utrudniony i czasochłonny. badania nieniszczące można wykonać w celu określenia aktualnego stanu technicznego lub wykrycia przyczyn awarii lub uszkodzenia sprzętu, jak również w celu wyeliminowania tych przyczyn, dla zapewnienia bezpiecznej eksploatacji uzbrojenia. podsumowanie podczas opracowywania prognoz diagnostycznych techniki wojskowej należy uwzględnić dane o prawidłowości rozwoju procesów kontrolowanych i ich uwarunkowaniach rozwojowych, a także możliwych, dodatkowych czynnikach wpływających na ich przebieg. wybór metody poszukiwania wad, powinien nastąpić po wcześniejszym ustaleniu, przyczyn wystąpienia niesprawności lub uszkodzenia wyrobów obronnych – uzbrojenia artyleryjskiego i jakiego typu to mogą być defekty. zastosowanie optymalnych, nowoczesnych metod i technik badawczych w procesie eksploatacji wyrobów techniki obronnej, nie zastępuje diagnostycznego myślenia, lecz przeciwnie, zwiększa wymagania, wymuszając dodatkowe złożone analizy, związane z oceną możliwości ich użycia. zapewnienie szybkiego i poprawnego rozwoju diagnostyki technicznej stawia też określone wymagania przed systemem edukacji w siłach zbrojnych rp, w którym zagadnienie kształcenia młodych kadr dla potrzeb diagnostyki jest już wyraźnie sprecyzowane i oczekuje na szybkie wdrożenia. jakże często podejmowane nowe kierunki badań, w tym i wybrane problemy diagnostyki zasygnalizowane, w tym opracowaniu stanowią o randze tej dyscypliny naukowej. ich przedstawienie pobudza niejednokrotnie do intensywnych badań, znacznie ułatwiających możliwości nowych dokonań, na które oczekuje praktyka uzbrojeniowa. badania endoskopowe pozwalają na szybką i wnikliwszą ocenę stanu technicznego wyrobów techniki wojskowej bez konieczności częściowego lufy armat morskich pracują w warunkach określanych jako środowisko gazowe (żrące) oraz w warunkach gwałtownych zmian ciśnienia i temperatury. stąd, występujące naprężenia i zmęczenie techniczne materiału prowadzą utleniania się powierzchni, 69przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 literatura [1] chmieliński m., jurczak w., kubisiak sz., lipnicki m., pojawa b.: laboratoria badawcze ndt w procesie zapewnienia bezpieczeństwa wyrobów techniki wojskowej. viii międzynarodowa konferencja „laboratoria badawcze, systemy jakości w unii europejskiej”, łagów/brandenburgia 11-14 czerwca 2014 r. [2] chmieliński m., gołyga m., kubisiak sz.: diagnostyka stanu technicznego luf artyleryjskich przy wykorzystaniu wideoskopów vi międzynarodowa konferencja naukowo-techniczna „technologie morskie dla obronności i bezpieczeństwa” gdańsk 24-26 czerwca 2014 r. [3] chmieliński m., hoppe j., milewski s.: możliwości wykorzystania nowoczesnego sprzętu diagnostycznego w procesie obsługiwania uzbrojenia okrętowego. materiały i międzynarodowej konferencji naukowo-technicznej ibm amw i obr ctm „technika i uzbrojenie morskie” natcon 2007, gdynia 24-26.10.2007. [4] chmieliński m., tamberg s.: wybrane aspekty konstrukcji luf armat okrętowych, materiały vi sympozjum broni morskich nt.: uzbrojenie w działaniach na morzu. gdynia amw 2005. [5] chmieliński m., milewski s., pojawa b.: nowoczesne metody badań diagnostycznych uzbrojenia okrętowego i sprzętu wojskowego. zeszyty naukowe amw 172b. publikacje z zakresu „kierowania ogniem systemów obrony powietrznej przeciwlotniczej”, gdynia 2008r. [6] chmieliński m., kobus ł.: wybrane badania diagnostyczne uzbrojenia i sprzętu wojskowego za pomocą przyrządów endoskopowych, nr 2 (168) zeszyty naukowe wso wrocław 2013. [7] praca zbiorowa pod redakcją lipnicki m.: badania metodami nieniszczącymi, poradnik dla inspektorów, prs/koli, gdańsk 1991. [8] pn-en 1330-2 badania nieniszczące – terminologia – terminy wspólne dla badań nieniszczących. [9] poddubny w.: korozja broni i amunicji. warszawa 1961. [10] no-06-a011:2003 fazy procesu życia techniki wojskowej. military engineering products lifecycle stages. decyzja nr 29/ mon z dnia 10 lutego 2003 r. (dz. urz. mon z 2003 r. nr 2, poz. 13). [11] no-10-a009:2005 broń artyleryjska — rodzaje i podstawowe cechy —terminologia. [12] poddubny w.: korozja broni i amunicji. warszawa 1961. [13] http://www.olympus-ims.com/pl demontażu ww. sprzętu. zastosowanie badań endoskopowych luf armat morskich pozwala na szybką i wnikliwszą ocenę stanu technicznego bez konieczności częściowego demontażu w/w sprzętu. w tego typu badaniach wymagana jest odpowiednia wiedza inżynierska, jak też doświadczenie w praktycznym stosowaniu wielu metod ndt. często zdarzają się sytuacje, że badanie jedną metodą/techniką nie daje jednoznacznej odpowiedzi, albo uzyskana ilość informacji jest niewystarczająca, ze względu na znane ograniczenia każdej metody badań nieniszczących. badania diagnostyczne wyrobów techniki wojskowej stanowią istotną pozycję w obszarze bezpieczeństwa eksploatacji. wskazane zagadnienia zastosowania tej metody ndt dotyczą zapewnienia bezpieczeństwa eksploatacji wyrobów techniki wojskowej. przeglad welding technology re iew ps 11 2015 www.pdf 9przegląd spawalnictwa vol. 87  11/2015 wpływ stopnia utlenienia proszku na właściwości mechaniczne powłok miedzianych naniesionych metodą lpcs the influence of powder oxidation on mechanical properties of copper coatings deposited by lpcs method mgr inż. marcin winnicki, mgr inż. dominika grygier, mgr inż. małgorzata rutkowska-gorczyca, dr inż. tomasz piwowarczyk – politechnika wrocławska. autor korespondencyjny/corresponding author: marcin.winnicki@pwr.edu.pl streszczenie w metodzie niskociśnieniowego natryskiwania zimnym gazem (z ang. low pressure cold spraying lpcs) powłoka konstytuowana jest z proszku pozostającego w stanie stałym. połączenie cząstek następuje poprzez dynamiczne odkształcenie materiału i ma charakter przede wszystkim mechanicznego zakleszczania. w wyniku silnego odkształcenia plastycznego cząstek oraz podłoża skorupa tlenkowa zostaje rozkruszona i usunięta z powstającą wypływką. dlatego aby doszło do połączenia metali o czystej powierzchni, niezbędne jest usunięcie warstwy tlenków. artykuł przedstawia wpływ stopnia utlenienia proszku miedzianego o morfologii dendrytycznej na właściwości mechaniczne powłok (przyczepność, twardość, moduł younga) naniesionych metodą lpcs na podłoże stopu aluminium aw1350. powłoki naniesiono przy użyciu dwóch komercyjnych proszków dendrytycznych o granulacji -40+15 µm. stopień utlenienia proszków określono poprzez mikroanalizę rentgenowską edx. analizę mikrostruktury przeprowadzono przy zastosowaniu mikroskopii skaningowej (sem) oraz świetlnej. przyczepność powłok określono metodą odrywania, natomiast twardość metodą vickersa przy obciążeniu 2,94 n. wraz ze wzrostem utlenienia proszku zwiększyła się porowatość naniesionych powłok, która lokalnie dochodziła do 12%. przekłada się to na niskie właściwości mechaniczne, twardość rzędu 66 hv0,3 oraz wytrzymałość 3 mpa. proszek o mniejszym stopniu utlenienia pozwolił nanieść powłoki o wyższej twardości 84 hv0,3 oraz wytrzymałości 5,5 mpa. słowa kluczowe: natryskiwanie cieplne, metoda lpcs, stopień utlenianie utlenienia, powłoki miedziane abstract low-pressure cold spraying (lpcs) method is a solidstate particle deposition process. particles bond mechanism is due to material dynamic plastic deformation and take a form of mechanical interlocking. as a result of particles and substrate plastic deformation oxide layer is crushed and removed with creating material jet. therefore metallic bonding occurs after oxide layer removal. presented paper shows the influence of copper powder oxidation of dendritic morphology on mechanical properties of the coatings (bond strength, hardness, young’s modulus) deposited by lpcs method onto aw1350 aluminium alloy. the coatings were deposited of two various commercially available dendritic powders with the particles size of -40+15 µm. powders particles oxidation was determined with edx analysis. sem and om was employed to analyse microstructure of the coatings. moreover the coatings bond strength was measured with pulloff test and hardness with vickers method using load of 2,94 n. the coatings porosity increased with increasing powder oxidation and amounted up to 12%. as a result low mechanical properties, e.g. hardness of 66 hv0.3 and bond strength of 3 mpa, were obtained. the coatings deposited of powder with lower oxidation showed higher hardness and bond strength, amounted to 84 hv0.3 and 5.5 mpa, respectively. keywords: thermal spraying, low-pressure cold spraying, powder oxidation, copper coatings wstęp natryskiwanie zimnym gazem (z ang. cold spraying cs) jest najnowszą spośród metod natryskiwania cieplnego. innowacyjność metody polega na sposobie budowania powłoki, marcin winnicki, dominika grygier, małgorzata rutkowska-gorczyca, tomasz piwowarczyk zastosowany do natryskiwania proszek metalu nie topi się w strumieniu gazu. cząstki proszku w chwili uderzenia w podłoże pozostają w stanie stałym, co czyni strukturę powłoki jednorodną. dzięki temu uzyskuje się bardzo dobre właściwości mechaniczne, fizyczne oraz chemiczne naniesionej 10 przegląd spawalnictwa vol. 87 11/2015 temperatura gazu t, °c ciśnienie gazu p, mpa odległość natryskiwania l, mm wydatek proszku m, g/min prędkość liniowa pistoletu v, mm/min 600 0,9 10 20 10 tablica i. parametry procesu natryskiwania table i. spraying process parameters rys. 1. morfologia proszków miedzianych zastosowanych w procesie natryskiwania lpcs: proszek 1 (a), proszek 2 (b) fig. 1. copper powders morphology of comparable dendritic shape used in lpcs process: powder 1 (a), powder 2 (b) powłoki [1÷3]. w metodzie cs cząstki proszku uzyskują prędkość po wprowadzeniu do strumienia sprężonego i podgrzanego gazu (powietrze, azot lub hel). o właściwościach naniesionej powłoki decydują te same parametry procesu, jak w pozostałych procesach natryskiwania cieplnego, tj. prędkość cząstek w strumieniu oraz ich temperatura [1,3]. źródłem energii w procesie natryskiwania metodą cs jest prędkość naddźwiękową, którą gaz roboczy zyskuje w dyszy de lavala. w wyniku efektu oporu prędkość naddźwiękowa przekazana jest następnie cząstkom wprowadzonego do pistoletu proszku. osadzenie cząstek jest możliwe jednak dopiero po przekroczeniu prędkości krytycznej. podczas zderzenia cząstek proszku z podłożem dochodzi do silnego odkształcenia plastycznego, które przebiega tak szybko, że lokalnie występują warunki adiabatyczne. w wyniku wysokiej energii cieplnej dochodzi do intensywnego wzrostu temperatury, co prowadzi do zmiękczenie materiału. następuje płynięcie plastycznego materiału, prowadzące do powstania wypływki, dzięki której usunięta zostaje rozkruszona warstwa tlenków. mechanizm łączenia polega na intensywnej deformacji materiału, która ma miejsce podczas uderzenia cząstki w podłoże. połączenie adhezyjne zależy natomiast od wielkości powierzchni międzyfazowej. jednym z mechanizmów łączenia jest mechaniczne zakleszczanie cząstek, wynikające z odkształcenia materiału oraz powstania wypływki [1,3÷6]. połączenie poprzez zakleszczanie zwiększa się przede wszystkim ze wzrostem prędkości i gęstości natryskiwanych cząstek [7]. podwyższenie parametrów procesu (tj. temperatury, ciśnienia oraz rodzaju gazu roboczego) prowadzi do zwiększenia prędkości cząstek, co przekłada się na większe odkształcenie cząstek w powłoce, jak i na lepsze zakleszczanie cząstek, zarówno w podłożu, jak i w powłoce [8,9]. w procesie natryskiwania zimnym gazem kluczowe więc jest przygotowanie samego proszku, jego morfologia, temperatura oraz stopień utlenienia [10÷15]. podwyższenie temperatury procesu natryskiwania zwiększa zmiękczenie materiału, jednak zwiększa również utlenienie proszku w atmosferze powietrza. większa ilości tlenku na powierzchni cząstek będzie zwiększała opór podczas odkształcenia metalu, zmniejszając sprawność procesu natryskiwania. z drugiej strony nawet proszek wysoko utleniony jest w stanie osadzić się na odpowiednio przygotowanym podłożu, jednak powstała powłoka cechować się będzie bardzo słabymi właściwościami kohezyjnymi. co więcej w wyniku kontaktu cząstek ze sobą dochodzi do zgniotu, który prowadzi do eliminacji porów w powłoce, polepszając jej właściwości [10]. dlatego bardzo istotny jest dobór proszku przed procesem natryskiwania metodą cs. jedną z odmian metody cs jest metoda niskociśnieniowego natryskiwania zimnym gazem (z ang. low pressure cold spraying lpcs), w której stosowane ciśnienie nie przekracza 1 mpa, natomiast temperatura podgrzania gazu mieści się w przedziale od temperatury otoczenia do 650 °c. w literaturze można znaleźć niewiele informacji na temat stopnia utlenienia proszku, jego związku z parametrami procesu oraz wpływu na właściwości naniesionej powłoki. szczególnie niewiele informacji na ten temat dotyczy powłok konstytuowanych metodą niskociśnieniowego natryskiwania zimnym gazem. stąd też w niniejszym artykule skupiono się na badaniu właściwości mechanicznych powłok naniesionych z dendrytycznych proszków miedzi o różnym stopniu utlenienia. metodyka badań powłoki naniesiono przy zastosowaniu urządzenia do niskociśnieniowego natryskiwania zimnym gazem dymet 413. urządzenie to wyposażone jest w pistolet z wbudowaną nagrzewnicą oraz dyszą de lavala o średnicy wylotowej ø 5 mm. podczas procesu natryskiwania pistolet podłączony był do manipulatora pracującego w 3 osiach x, y, z. jako gaz roboczy stosowano powietrze. odległość między ściegami wynosiła 3,7 mm, co umożliwiło uzyskanie spójnej powłoki. pozostałe parametry procesu przedstawiono w tabicy i. w badaniach zastosowano komercyjne proszki miedzi o dendrytycznej morfologii oraz następującej granulacji: (a) -63+15 µm (wartość średnia 31 µm), firmy euromat, polska (proszek 1) oraz (b) -45+15 µm (wartość średnia 27 µm), firmy libra, polska (proszek 2), rysunek 1. oba proszki zostały wytworzone metodą redukcji elektrochemicznej. przed natryskiwaniem proszki zostały poddane separacji przy zastosowaniu sita o wymiarze oczka 40 µm. podłoże ze stopu aluminium aw1350 (tabl. ii) miało kształt prostokąta o wymiarach 7x20x30 mm do badań metalograficznych oraz krążka o średnicy ø 40 mm i grubości 7 mm do próby odrya) b) 11przegląd spawalnictwa vol. 87  11/2015 wania powłok. powierzchnia podłoża przed natryskiwaniem została przygotowana przez obróbkę strumieniowo-ścierną, dzięki czemu uzyskała chropowatość ra = 9,62 µm. si fe cu mn cr zn ti al 0,12 0,24 0,02 0,01 0,01 0,07 0,02 reszta tablica ii. skład chemiczny stopu aluminium aw1350 (wt. %, wg normy pn-en 573-3:2010p) table ii. chemical composition of aluminium alloy aw 1350 (wt. %, pn-en 573-3:2010p) badania metalograficzne przeprowadzono przy zastosowaniu skaningowego mikroskopu elektronowego (sem) phenom g2 pro. ilość tlenu na powierzchni proszku została określona mikroanalizatorem promieniowania rentgenowskiego link isis-300 firmy oxford, sprzężonym z mikroskopem skaningowym jsm 5800lv firmy jeol. porowatość powłok określono za pomocą programu do analizy obrazu imagej stosując zdjęcia mikrostruktury wykonane przy powiększeniu 100x. pomiar mikrotwardości wykonano metodą vickersa na urządzeniu digital micro hardness tester mmt-x7 firmy matsuzawa co., ltd. przekroje metalograficzne były trawione zgodnie z normą pn-75/h-04512, natomiast mikrotwardość mierzono według normy pn-en iso 6507-3:2007. pomiar nanoindentacji odbył się przy użyciu indentation release candidate „sbo”. pomiar polegał na wciskaniu pod maksymalnym obciążeniem 250,0 mn wgłębnika berkowicza w czasie 15 sekund, w wyniku czego uzyskano odcisk w kształcie czworościanu foremnego. na podstawie pomiarów zdefiniowano następujące wartości: mikrotwardość hvit, twardości indencyjnej hit oraz maksymalne wgłębienie próbnika hmax. instrumentalny moduł younga został wyznaczony z użyciem metody oliviera i pharr’a. dla każdej próbki wykonano 3 pomiary, zmieniając miejsce pomiarowe o kilkaset mikrometrów. badania przeprowadzono w centralnym miejscu próbki. badania wytrzymałości powłok zostały wykonane poprzez próbę odrywania powłok, zgodnie z pn-en 582:1996 pt.”. wartość wytrzymałości wyznacza się jako stosunek maksymalnego zastosowanego obciążenia do powierzchni przekroju próbki. próba odrywania służy do oceny wpływu materiału powłok oraz podłoża, jak również warunków procesu natryskiwania na wytrzymałość powłoki [16]. dla każdej próbki wykonano po 3 próby. do przygotowania próbek zastosowano klej utwardzalny na zimno distal. wyniki i dyskusja mikroanaliza rentgenowska wykazała wyraźne różnice w składzie chemicznym badanych proszków 1 i 2. w obu przypadkach zarejestrowano obecność cu i o, ale w przypadku tlenu wystąpiły wyraźne różnice. cząstki proszku 1 wykazały średnią zawartość tlenu w granicy 2,04%, a cząstki proszku 2 zawartość tlenu poniżej 0,05%. tlenki znajdujące się na powierzchni metalu znacznie ograniczają zdolność cząstek proszku do odkształcenia plastycznego, co może skutkować niższą efektywnością natryskiwania i gorszą jakością uzyskanych powłok [1÷3]. badania mikroskopowe w stanie nietrawionym wykazały, że powłoki miedziane naniesione z proszku 1 posiadają grubość w przedziale 190-440 µm i cechują się dużą porowatością (rys. 2a), wynoszącą w granicach od 5% do 12%. w przypadku powłok miedzianych naniesionych z proszku 2 grubość mieści się w przedziale 430-720 µm (rys. 2b), a gęstość powłok jest znacznie większa, na co wskazuje średnia porowatość 3%. mikrostruktura powłok 1 i 2 obserwowana w stanie trawionym uwidoczniła kształt poszczególnych cząstek (rys. 3, 4). w obszarach o największej porowatości cząstki doznały małego odkształcenia plastycznego (rys. 3b), natomiast w obszarach o dużej gęstości powłoki widoczne są silnie odkształcone cząstki dendrytyczne, równomiernie wypełniające powłokę (rys. 4a). proces trawienia chemicznego powłok uzyskanych z proszku 2 ujawnił dodatkowo lokalnie występujące obszary o większej porowatości, jednakże obszarów tych jest znacznie mniej niż w przypadku powłok naniesionych z proszku 1 i nie powinny one wpływać na własności mechaniczne powłoki (rys. 4b). na podstawie uzyskanych obserwacji mikroskopowych można stwierdzić, że duża porowatość powłok wynika bezpośrednio z dużego stopnia utlenienia cząstek proszku, które nastąpiło przed procesem natryskiwania. należy zatem pamiętać, że nawet przy zastosowaniu proszku o morfologii rys. 2. mikrostruktura powłok naniesionych z proszku 1 (a) oraz proszku 2 (b), mikroskopia świetlna, stan nietrawiony fig. 2. om micrographs of cold sprayed powder 1 (a) and powder 2 (b) coatings) a) b) rys. 3. mikrostruktura powłoki naniesionej z proszku 1, mikroskopia skaningowa, stan trawiony fig. 3. sem (bse) micrographs of cold sprayed copper powder 1 coating (a,b) a) b) 12 przegląd spawalnictwa vol. 87 11/2015 dendrytycznej można otrzymać powłokę o zadowalającej gęstości i grubości, ale tylko przy zachowaniu odpowiedniej jakości stosowanego proszku. co więcej mniejsza zawartość tlenu na powierzchni cząstek proszku umożliwia uzyskanie około dwukrotnie większej sprawność procesu, o czym świadczy znaczna różnica w grubości naniesionych powłok. a) b) rys. 4. mikrostruktura powłoki naniesionej z proszku 2, mikroskopia skaningowa, stan trawiony fig. 4. sem (bse) micrographs of cold sprayed copper powder 2 coating (a,b) wyniki pomiarów twardości metodą vickersa wykazały wyraźne różnice pomiędzy badanymi powłokami. dla powłok naniesionych z proszku 1 twardość osiągnęła średnią wartość 66 hv0,3 (odch. stand. 9,8), natomiast w przypadku zastosowania proszku 2 wyniosła 84 hv0,3 (odch. stand. 9,5). należy podkreślić, że mikrotwardość proszków była zbliżona i wyniosła 40,2 hv0,01 (odch. stand. 4,9) dla proszku 1 oraz 45,3 hv0,01 (odch. stand. 6,3) dla proszku 2. wyższa twardość materiału w powłoce naniesionej z proszku 2 spowodowana jest mniejszą porowatością powłoki i przede wszystkim większym stopniem odkształcenia cząstek proszku podczas procesu natryskiwania. potwierdza to teorię, że im mniejszy stopień utlenienia proszku, tym większa jego zdolność do odkształcenia plastycznego i tym wyższe własności mechaniczne uzyskanej powłoki miedzianej. uśrednione wyniki pomiarów mikrotwardości hvit, twardości indentacyjnej hit, modułu younga eit oraz maksymalnej głębokości penetracji hmax, wyznaczone na podstawie badań zestawiono w tablicy iii. analiza uzyskanych wyników wskazuje wyraźną różnice w wartościach parametrów wytrzymałościowych badanych materiałów w obrębie jednej powłoki, co jest efektem różnego stopnia odkształcenia cząstek w różnych obszarach powłok. powłoki naniesione z proszku 1 wykazują niższe wartości parametrów wytrzymałościowych w porównaniu z powłokami naniesionymi z proszku 2. różnice twardości poszczególnych powłok korelują z różnicami w module sprężystości. mikrotwardość hvit oraz twardość indentacyjna hit dla powłoki naniesionej z proszku 1 wynoszą odpowiednio 72,4 hvit oraz 782,3 hit, natomiast dla powłoki naniesionej z proszku 2 odpowiednio 101,3 hvit oraz 1094,4 hit. wyższa mikrotwardość powłoki naniesionej z proszku 2 jest efektem większego zgniotu cząstek i mniejszej porowatości, co z kolei wynika z niższego stopnia utlenienia proszku. potwierdza to również głębszą penetracją wgłębnika w przypadku powłoki 2. co więcej, wartość modułu younga jest również znacznie wyższa w przypadku powłoki naniesionej z proszku 2 i osiągnęła średnią wartość 81,3 gpa. wyniki próby odrywania powłok przedstawiono na rysunku 5. wyniki przedstawiono dla powłok naniesionych przy dwóch temperaturach gazu roboczego w procesie natryskiwania, 400 i 600 °c. przy niższej temperaturze procesu wytrzymałość powłok wyniosła około 3 mpa oraz 4 mpa dla powłok naniesionych odpowiednio z proszku 1 i 2, a otrzymane przełomy miały postać kohezyjną. wraz ze wzrostem temperatury wytrzymałość powłoki naniesionej z proszku 1 pozostała na zbliżonym poziomie i wyniosła około 3 mpa, natomiast wytrzymałość powłoki naniesionej z proszku 2 wzrosła do około 5,5 mpa. w obu przypadkach przełom pozostał kohezyjny. zwiększenie temperatury procesu prowadzi do zwiększenia plastyczności materiału, dzięki czemu łatwiej ulega odkształceniu podczas natryskiwania. jednakże badania wykazały, że temperatura nie ma znaczenia przy nanoszeniu powłok z proszku o dużym stopniu utlenienia. tlenki na powierzchni uniemożliwiają odpowiedni zgniot cząstki, co obniża właściwości mechaniczne. otrzymane wyniki próby odrywania powłok wskazują na słabą wytrzymałość powłok, a przełom kohezyjny dowodzi słabego połączenia cząstek wewnątrz powłoki. podjęto zatem próby modyfikacji procesu, które pozwoliły na zwiększenie przyczepności powłok. na tym etapie stosowano już wyłącznie proszek miedzi o niższym utlenieniu, tj. proszek 2. pierwszym zabiegiem było podgrzanie podłoża przed natryskiwaniem do temperatury 100 °c, co pozwoliło zwiększyć przyczepność do 8,5 mpa (rys. 6), jednak przełom pozostał nadal kohezyjny. następnym zabiegiem było mechaniczne mielenie proszku dendrytycznego w młynie kulowym, dzięki czemu uzyskano kształt zgniecionych cząstek dendrytycznych. proszek ten pozwolił uzyskać przyczepność powłok około 11 mpa oraz przełom adhezyjno-kohezyjny. ostatnią zmianą w procesie było domieszkowanie proszku dendrytycznego proszkiem korundu w ilości 50% wag., co pozwoliło uzyskać najwyższą przyczepność do 27 mpa oraz przełom adhezyjny. powłoka 1 powłoka 2 pomiar 1 2 3 średnia odch. stand. 1 2 3 średnia odch. stand. hit [mpa] 1018,6 671,1 657,2 782,3 167,2 1239,9 1145,7 897,5 1094,4 144,4 eit [gpa] 58,3 47,2 58,5 54,7 5,3 81,6 82,8 79,5 81,3 1,4 hvit 94,3 62,1 60,9 72,4 15,5 114,8 106,1 83,1 101,3 13,4 hmax [nm] 3658,8 4465,8 4476,7 4200,4 383,0 3292,4 3410,8 3830,2 3511,1 230,7 tablica iii. wyniki pomiarów nanoindentacji table iii. results of nanoindentation measurements rys. 5. wyniki próby odrywania powłok miedzianych naniesionych metodą lpcs fig. 5. results of cold sprayed copper coatings ram tensile test) 13przegląd spawalnictwa vol. 87  11/2015 rys. 6. wyniki wytrzymałości powłok miedzianych naniesionych z proszku 2 po modyfikacjach procesu: 1 – powłoka naniesiona bez modyfikacji, 2 – powłoka naniesiona na podgrzane podłoże, 3 – powłoka naniesiona z mechanicznie zmielonego proszku, 4 – powłoka kompozytowa naniesiona z proszku domieszkowanego ceramiką fig. 6. results of copper coatings bond strength deposited after process modifications: 1 – coating without modifications, 2 – coating deposited onto pre-heated substrate, 3 – coating deposited with milled powder, 4 – composite coating deposited with metal-ceramic powder) wnioski przeprowadzone badania wykazały, że stopień utlenienia proszku dendrytycznego miedzi ma zasadniczy wpływ na właściwości mechaniczne uzyskanych powłok. powłoki naniesione z proszku o większym utlenieniu cechowały się dużą porowatością, dochodzącą nawet do 12%, która przełożyła się na niskie właściwości mechaniczne. co więcej sprawność procesu natryskiwania była niższa, na co wskazuje mniejsza grubość powłok. powłoki lpcs cechują się wysoką twardością, przekraczającą znacznie twardość materiału rodzimego proszku. wynika to z intensywnego zgniotu i odkształcenia cząstek podczas natryskiwania. powłoki naniesione z proszku 1, w wyniku dużej porowatości cechowały się niższą twardością. dzięki dużej gęstości powłoki naniesione z proszku 2 uzyskały twardość dochodzącą do 84 hv0,3. wyniki pomiarów indentacji wykazały niższe wartości parametrów wytrzymałościowych powłok naniesionych z proszku 1 w porównaniu w z powłokami naniesionymi z proszku 2. mikrotwardość hvit dla powłoki naniesionej z proszku 1 wyniosła 72,4 hvit natomiast dla powłoki naniesionej z proszku 2 uzyskała 101,3 hvit. wyższa mikrotwardość powłoki naniesionej z proszku 2 jest efektem przede wszystkim większego zgniotu cząstek, co z kolei wynika z niższego stopnia utlenienia proszku. natomiast wartość modułu younga 81,3 gpa jest również znacznie wyższa w przypadku powłoki naniesionej z proszku 2 w porównaniu do 54,7 gpa uzyskanych dla powłoki naniesionej z proszku 1. porowatość miała również wpływ na wytrzymałość powłok. przy zastosowaniu najwyższej temperatury procesu natryskiwania, 600 °c, wytrzymałość powłok wyniosła około 3 mpa oraz 5,5 mpa, przy zastosowaniu odpowiednio proszku 1 i 2. w obu przypadkach przełom był kohezyjny. okazuje się, że istnieją różne sposoby modyfikacji procesu natryskiwania, aby zwiększyć wytrzymałość powłok. dla proszku 2 przeprowadzono kilka dodatkowych prób, które obejmowały: (a) podgrzanie podłoża przed natryskiwaniem, (b) mechaniczne mielenie proszku oraz (c) domieszkowanie proszku metalu proszkiem korundu. najwyższą wytrzymałość powłok, która wyniosła 27 mpa, uzyskano dla powłoki kompozytowej, naniesionej z mieszanki cu+50% wag. al2o3. literatura [1] champagne v., the cold spray materials deposition process: fundamentals and applications, woodhead publishing ltd., cambridge, 2007. [2] maev r. g., leshchynsky v., introduction to low pressure gas dynamic spray, wiley-vch verlag gmbh & co. kgaa, weinheim, 2008. [3] papyrin a., cold spray technology, elsevier, oxford, 2007. [4] maev r., leshchynsky v., air gas dynamic spraying of powder mixtures: theory and application, journal of thermal spray technology, vol. 15, 2006, s. 198-205. [5] wright t. w., shear band susceptibility: work hardening materials, international journal of plasticity, vol. 8, 1992, s. 583–602. [6] wright t. w., toward a defect invariant basis for susceptibility to adiabatic shear bands, mechanics of materials, vol. 17, 1994, s. 215–222. [7] schoenfeld s. e., wright t. w., a failure criterion based on material instability, international journal of solids and structures, vol. 40, 2003, s. 3021–2037. [8] kumar s., bae g., lee ch., deposition characteristics of copper particles on roughened substrates through kinetic spraying, applied surface science, vol. 255, 2009, s. 3472–3479. [9] guetta s., berger m. h., borit f., guipont v., jeandin m., boustie m., ichikawa y., sakaguchi k., ogawa k., influence of particle velocity on adhesion of cold-sprayed splats, journal of thermal spray technology, vol. 18, 2009, s. 331-342. [10] van steenkiste t., smith j., teets r., aluminum coatings via kinetic spray with relatively large powder particles, surface and coatings technology, vol. 154, 2002, s. 237-252. [11] sudharshan phani p., srinivasa rao d., joshl s., sundararajan g., effect of process parameters and heat treatments on properties of cold sprayed copper coatings, journal of thermal spray technology, vol. 16, 2007, s. 425-434. [12] borchers c., gärtner f., stoltenhoff t., assadi h., kreye h., microstructural and macroscopic properties of cold sprayed copper coatings, journal of applied physics, vol. 93, 2003, s. 10064-10070. [13] yin s., wang x., suo x., liao h., guo z., li w., coddet ch., deposition behavior of thermally softened copper particles in cold spraying, acta materialia, vol. 61, 2013, s. 5105–5118. [14] king p. c., bae g., zahiri s. h., jahedi m., lee ch., an experimental and finite element study of cold spray copper impact onto two aluminum substrates, journal of thermal spray technology, vol. 19, 2010, s. 620-634. [15] calvo f. a., ureng a., gomez de salazar j. m., molleda f., special features of the formation of the diffusion bonded joints between copper and aluminium, journal of materials science, vol. 23, 1988, s. 22732280. [16] norma pn-en 582:2006 „natryskiwanie cieplne. określanie przyczepności metodą odrywania”, polski komitet normalizacyjny. 201111_pspaw.pdf 21przegląd spawalnictwa 11/2011 pawel baryliszyn krzysztof janus thomas noack jerzy nowacki neuartiges konzept zur schweißparameterregelung beim widerstandspunktschweißen nowoczesna koncepcja regulacji  parametrów zgrzewania oporowego punktowego dipl. ing. pawel baryliszyn, dipl. ing. thomas noack – volkswagen aktiengesellschaft, niemcy, mgr inż. krzysztof janus – volkswagen poznań, prof. dr hab. inż. jerzy nowacki – zachodniopomorski uniwersytet technologiczny w szczecinie. streszczenie przeprowadzono analizę wpływu szczeliny między łączonymi blachami ze stali o różnej wytrzymałości w procesie punktowego zgrzewania konwencjonalnego i zgrzewania z zastosowaniem sterowania geometrią zgrzeiny i strefy wpływu ciepła na jakość złączy. wykazano, że nowy proces zgrzewania punktowego z systemem regulacji geometrii zgrzeiny i strefy wpływu ciepła jest szczególnie korzystny w przypadku łączenia stali o wysokiej wytrzymałości, zwłaszcza przy większej grubości blach. abstract the analysis of influence of the gap between the joining steel plates of varying strength in the conventional spot welding and spot welding with weld and heat-affected zone geometry control on the welds quality is presented. it is shown that the new spot welding process with the weld and heat affected zone geometry control system is particularly advantageous for high strength steel joining, especially for thick plates. einleitung das widerstandspunktschweißen ist ein weit verbreitetes fügeverfahren in der automobilindustrie beim karosseriebau aus stahl. durch die hohe wirtschaf-tlichkeit des prozesses auf grund eines hohen automatisierungsgrades sowie das fehlen von schweißzusätzen und schutzgasen hat dieses schweißverfahren eine bedeutende stellung erlangt. im weiteren entsteht beim konventionellen schweißprozess eine geringe menge an gesundheitsschädlichen gasen daher ist keine hocheffizientes ventilationssystem notwendig. weiterhin verursacht der schweißvorgang nur eine geringe lichtemission. die anzahl der widerstandsschweißpunkte an einer modernen rohkarosse beträgt zwischen 3000 und 5000 [1]. die tabelle 1 stellt den anteil von fügeverfahren an einer modernen fahrzeugkarosserie am beispiel des audi a4 dar. an 3. stelle steht hier auf grund her vorragender eigenschaften in der dünnblechverarbeitung das laserschweißen. dieses verfahren verdankt seinen aufschwung der anwendung in der automobilindustrie. mittels des laserstrahles werden die bauteile ausschließlich lokal erwärmt und dadurch bei einer relativ hohen prozessgeschwindigkeit quasi ver zugsarm verschweißt. eine große herausforderung stellt das schweißen von verzinkten materialen dar, da das verdampfen des zinkbelages die entstehung von schweißspritzern und -poren verursacht. zur gewährleistung einer gleichbleibenden qualität muss beim laserschweißen mit hilfe von aufwendiger spanntechnik 22 przegląd spawalnictwa 11/2011 der quasistatische druckversuch in [6] beweist einen zusammenhang zwischen dem gemessenen übergangswiderstand und der festigkeitsgrenze des werkstoffes bei toleranzproblemen. in der abbildung 2 ist bei 3 mm spalt am beispiel des hx340lad+z100 eindeutig der übergang von der elastischen in die plastische beulung zu erkennen. die änderung des elektrischen widerstandes entsteht durch das eindringen der elektrodenkappe in den grundwerkstoff und demzufolge der zunahme der kontaktfläche von elektrodenkappen. anforderungen aus dem karosseriebau die reaktionen des grundwerkstoffes auf den schweißprozess zusammen mit der konstruktiven gestaltung von schweißverbindungen definieren die anforderungen an den schweißprozess. moderne werkstoffe im karosseriebau müssen hohe ansprüche nicht nur im bezug auf die beschaffungskosten, eine kostengünstige verarbeitung zu bauteilen, sondern auch die festigkeit erfüllen. mit ca. 40% des gesamtgewichts stellt eine zeitgemäße rohkarosserie das größte potential zur gewichtsreduzierung für zukünftige produktinnovationen dar. eine reduzierung dieses an teils führt zur verbesserung der fahrdynamik und verringerung des fahrzeugverbrauchs. dabei darf die sicherheit von insassen nicht beeinträchtigt werden [1]. die fahrzeughersteller verwenden im produktionsprozess verschiedene werkstoffe von stahl, über leichtmetalllegierungen (z.b. aluminium-, magnesiumlegierung) bis hin zu kunststoffen oder verbundwerkstoffen (z.b. kohlenstofffasern). obwohl alle materialien gewisse vorund nachteile haben, wird der stahl am ein blechabstand von genau 0,1 bis 0,2 mm zwischen den zu fügenden bauteilen zur entgasung eingestellt werden, wodurch die prozesskosten steigen [3]. im gegensatz dazu wird beim widerstandspunktschweißen das flüssige zink aus der fügezone sowie kontaktflachen des werkstücks mit den elektrodenkappen durch die anpresskraft beider elektroden nach außen verdrängt, wodurch ein dichter mantel zum schutz vor der oxidation herum entsteht. in verbindung mit der abkühlphase während der nachhaltezeit wird die porenentstehung verhindert. problemstellung die erwähnte problematik des negativen einflusses vom spalt zwischen den zu fügenden blechen betrifft ebenso das widerstandspunktschweißen. größere passungsprobleme der bauteile führen zur veränderung des elektrischen widerstandes über die effektive anpresskraft in der fügeebene. im weiteren werden die bauteile mit maßabweichungen im laufe des schweißprozesses verzogen und unter spannung verschweißt. die spaltentstehung nimmt mit der bauteilkomplexität und werkstofffestigkeit zu, abbildung 1. bei größeren spalten kann eine prozesssichere spaltüberbrückung mit dem konventionellen schweißverfahren nicht hergestellt werden. der lösungsansatz ist eine veränderte prozessführung, welche einen normgerechten schweißpunkt unter berücksichtigung der vorliegenden passungssituation durch die anpassung von schweißparameter sicherstellt. abb. 1. spaltentstehung beim fügen komplexer bauteile mit toleranzen [4] abb. 2. widerstandsverlauf bei einem statischen beulversuch am bauteil mit und ohne spalt [6] tabelle i. verteilung verschiedener fügeverfahren im karosseriebau am beispiel des audi a4 [2] widerstandspunktschweißen 5000 pkt. (≈ 225 m bei punktabstand 45 mm) strukturkleben 90 m laserstrahlschweißen 4 m plasmalöten 3,8 m mag schweißen 0,77 m laserlöten 0,65 mm 23przegląd spawalnictwa 11/2011 häufigsten in der automobilindustrie eingesetzt, weil er ein relativ preiswerter werkstoff und einfach in der ver arbeitung ist. weiterhin können beim material alle bewährten verbindungstechnologien mit dem hohen reifegrad zum einsatz kommen. abhängig von der verwendeten stahlsorte wird ein breiter festigkeitsbereich bis zu rm = 1650 mpa gedeckt [7, 8]. dies ermöglicht eine optimale anpassung von werkstoffeigenschaften an die anforderungen des jeweiligen karosseriebauteils. die abbildung 3 stellt für ausgewählte stahlsorten mechanische werkstoffeigenschaften dar. die anwendung alternativer werkstoffe erfordert dagegen den einsatz von neuen verbindungsverfahren. in den ersten automobilen war für die kunden die insassensicherheit unwichtig, da die damals erreichten höchstgeschwindigkeiten deutlich geringer als heutzutage waren. ein großer wert wurde auf den komfort, die dynamik und natürlich kosten gelegt. die nicht selbstragende fahrzeugkarosserie wurde bei diesen fahrzeugen meistens auf einem steifen rahmen aus abb. 5. anwendung unterschiedlicher werkstofffestigkeiten in der struktur einer moderner karosserie am beispiel vw tiguan [1] abb. 3. leistungsspektrum kaltund warmgewalzter stahlsorten in der automobilindustrie [9] abb. 4. passive sicherheitsbereiche eine fahrzeugkarosserie [10] stahlprofilen aufgebaut. massive stoßfänger dienten lediglich dem schutz bei leichten kollisionen. eine moderne, selbstragende fahrzeugkarosserie besteht aus mehreren passiven sicherheitsbereichen, die verschiedene funktionen bei einer kollision erfüllen (abbildung 4). beispielweise werden in den deformationszonen stahlsorten mit einer festigkeit bis 420 mpa und in der sicherheits-fahrgastzelle über 1000 mpa eingesetzt, welche den enormen kräften beim unfall standhalten können [1]. die blau markierte zone schützt vor leichten stößen z.b. beim parken, welche bei einer geschwindigkeit unter 15 km/h geschehen. gelb dargestellt ist die tatsächliche deformationszone. durch eine plastische verformung bei einer kollision wird die kinetische aufprallenergie absorbiert und verteilt. die sicherheitsfahrgastzelle (grün) ist dagegen eine sehr feste und steife konstruktion aus dem tunnel, schwellern sowie säulen. durch den einsatz verschiedener blechgüten wird die erforderliche bauteilsteifigkeit erreicht, ohne dabei die blechstärke zu vergrößern. mit diesem ansatz können stetig steigende anforderungen an die sicherheit bei gleichbleibendem oder sogar reduziertem fahrzeuggewicht erfüllt werden. die abbildung 5 zeigt die verteilung verschiedener stahlgüten in der struktur einer modern en pkw-karosserie am beispiel des vw tiguan. mit hilfe der fügetechnik müssen sehr komplexe konstruktionen heutiger fahrzeugkarosserien bestehend aus vielen einzelteilen und verschiedenen stahlsorten mit unterschiedlichen eigenschaften miteinander prozesssicher verbunden werden. um eine normgerechte schweißverbindung nach [11, 12, 14, 15] her zustellen, ist eine genau bauteilpassung besonders bei einer höherer werkstofffestigkeit von vorteil. dies sollte durch konstruktive maßnahmen z.b. materialkombinationen, fügefolgen oder schweißpunkposition in der planungsphase ermöglicht werden. hierbei sollten schweißpunkte an bauteilkanten und in jeglichen rundungen vermieden werden. liegt zwischen den zu fügenden bauteilen ein spalt während des widerstandspunktschweißens vor, geht ein gewisser teil der eingestellten anpresskraft für die elastische bauteildeformation verloren und steht dem prozess nicht mehr zur verfügung. die effektive anpresskraft ist umso geringer, je größer der spalt zwischen den bauteilen und je dicker und steifer diese selbst sind. ein zu großer abstand zwischen den bauteilen führt zu fehlerhaften schweißpunkten. nach [13] liegt die zulässige spaltgröße bei 0,8 mm bei langzeitschweißungen und bei 0,3 mm bei kurzzeitschweißungen. im einzelfall wird in anlehnung an [13] das bauteilausrichten zur spaltminimierung insbesondere bei blechstärken von mehr 2 mm empfohlen. es ist jedoch nur im falle von bauteilen aus werkstoffen mit einer geringen festigkeit und materialstärke, welche eine einfache geometrieform besitzen, möglich. des weiteren kann dieser lösungsansatz nicht in der massenproduktion angewendet werden, da die taktzeit er heblich steigen würde. 24 przegląd spawalnictwa 11/2011 wegen variablen bauteiltoleranzen ist eine genaue einstellung von prozessparametern nur beding möglich und mit sehr hohen kosten verbunden. dies erfolgt entweder anhand von praktischen versuchen an realen bauteilen durch manuelle prozessparameteranpassung oder während des schweißvorganges mit hilfe von adaptiven regelkonzepten. in der abbildung 6 ist die entstandene flanschverformung nach dem widerstandspunktschweißen bei einem spalt schematisch dargestellt. die gesamte plastische verformung der bleche setzt sich aus der lokalen und globalen verformung zusammen. die lokale deformation geschieht nach der definition in [5, 6] ausschließlich im bereich bis 8 mm von der elektrodenkappenachse und die globale auf der restlichen flanschfläche. außer der plastischen tritt ebenfalls eine elastische verformung des schweißflansches auf. dieser anteil nimmt bei einer gleichbleibenden elektrodenkraft mit der streckgrenze des stahls zu. fertige schweißpunkte müssen entsprechende qualitätsanforderungen erfüllen. die spaltproblematik ist in den gültigen normen für das widerstandsschweißen nicht genauer dargelegt. in den normen [14, 15] wird versucht, mit dem begriff „ein zu großer spalt“ diesen prozessparameter zu definieren. außer diesem begriff fehlt in [14] jede angabe über den zulässigen maximalwert für die störgröße dem symbol p 525 (abbildung 7). [15] legt genau den zulässigen spalt ts (abbildung 7) für eine zweiblechverbindung nach dem schweißvorgang anhand der verursachten einschnürung der wanddicke tr im randbereich der schweißlinse. hierbei müssen auch die übrigen anforderungen erfüllt sein. zweistufiger prozess um den einfluss des spaltes am schweißflansch auf den schweißpunkdurchmesser beim herkömmlichen widerstandsschweißprozess zu untersuchen, wurde eine reihe von schweißversuchen bei verschiedenen spaltmaßen im konstantstromregelmodus durchgeführt. die ergebnisse sind in der abbildung 8 abb. 6. verformungsanteile am flansch mit einem spalt abb. 7. spaltdefinition nach iso 6520-2 (links) und vw 01105-1 (rechts) abb. 8. einfluss des spaltes auf den schweißpunktdurchmesser beim herkömmlichen widerstandsschweißprozess für hx340lad +z100mb und 22mnb5 +as150 in 1,0 und 1,5 mm materialstärke dargestellt. erwartungsgemäß nimmt der schweißlinsendurchmesser ohne anpassung von schweißparameter mit der zunehmenden materialstärke und -festigkeit ab. die horizontalen linien markieren den mindestpunktdurchmesser nach [15] untersuchter blechstärken. größte schweißpunktdurchmesser wurden bei 1 mm spalt erreicht, da durch eine leichte blechverformung eine steigerung der stromdichte in der fügezone entstand. darüber hinaus wurde mehr energie zur schweißlinsenbildung in der gleichen zeit eingebracht. weitere spaltvergrößerung verursacht wegen einer größeren lokalblechverformung eine verringerung des punktdurchmessers bzw. der verbindungsfestigkeit. bei 5 mm zwischenlagen nahmen die kontaktflächen zu und der mindestpunktdurchmesser wurde für alle versuchswerkstoffe nicht mehr erreicht. die abbildung 9 zeigt die bruchbilder beim spalt von 0 und 5 mm für den hx340lad +z100 und 22mnb5 +as150. beim geringen spalt kam es zum versagen der schweißverbindung durch das ausknöpfen mit einem erheblichen anteil des grundmaterials, was auf eine ausreichende festigkeit der schweißverbindungen schließen lässt. aus den versuchen geht hervor, dass eine änderung des zwischenlageabstandes neben dem schweiß punktdurchmesser auch das verbindungsversagen beeinflusst. dies war deutlich anhand von höherund höchstfesten werkstoffen zu erkennen. beim höchstfesten werkstoff in 1,5 mm materialstärke verlief der herkömmliche schweißprozess unstabil und es kam zu löchern und poren im grundwerkstoff. die tendenz zum stoffleichtbau mit höchstfesten stählen erfordert die entwicklung neuartiger anlagentechnik für die automobilindustrie, um bei neuen anforderungen die normgerechte schweißpunktqualität in der großserienfertigung weiterhin zu gewährleisten. eine moderne fahrzeugkarosserie besteht aus vielen komplexen einzelteilen mit gewissen fertigungstoleranzen. dadurch können beim fixieren in einer spannvorrichtung an schweißflanschen spalte entstehen. dieses problem kann mit einer größeren anpresskraft der schweißelektroden gelöst werden, was jedoch mit mehrkosten für leistungsfähigere maschinen verbunden ist. dabei muss aber übermäßige deformation von bauteilen in kauf genommen werden. weiterhin hat 25przegląd spawalnictwa 11/2011 abb. 10. schematische darstellung des zweistufigen prozesses [5] abb. 11. zeit-strom-kraft-diagramm des zweistufigen widerstandspunktschweißprozess [5] abb. 9. bruchbilder des hx340lad +z100 und 22mnb5 +as150 bei 0 und 5 mm spalt dieser lösungsansatz die entstehung von spannungen an den fügestellen zur folge, was wiederum eine rissbildung unterstützt. eine vergrößerung der elektrodenkraft verringert den elektrischen übergangswiderstand im bereich der fügezone, wodurch eine anpassung elektrischer schweißparameter erforderlich ist. im rahmen dieses projektes wurde eine veränderte, zweistufige prozessführung beim widerstandspunktschweißen von bauteilen mit maßabweichungen untersucht. im ersten prozessschritt wird der vorliegende spalt bei einer geringen elektrodenkraft und stromstärke im vergleich zum herkömmlichen schweißvorgang durch eine überwiegend lokale beule quasi spannungsfrei überbrückt. die dauer des stromfluss es ist dafür länger. so verformte bleche können anschließend mit einer geringen elektrodenkraft konta-ktiert und prozesssicher verschweißt werden. das prinzip des zweistufigen prozesses und die erzeugte flanschgeometrie nach beiden prozessschritten sind in der abbildung 10 dargestellt. der zeitliche ablauf der neuartigen prozessführung ist in der abbildung 11 schematisch gezeigt. der prozess beginnt mit einer synchronen bewegung beider elektroden in der richtung der bauteile. hierbei wird nur eine sehr geringe elektrodenkraft aufgebaut. im falle eines spaltes wird die elektrodenkraft leicht erhöht und anschließend der strom zum warmbeulen eingeschaltet. der schweißflansch bleibt weiterhin symmetrisch belastet. der strom fließt bis zum kontakt beider bleche. während der wärmeausgleichzeit wird die fügestelle über die kontaktierende elektrodenkappen gekühlt und die elektrodenkraft auf den wert zur eigentlichen schweißlinsenbildung gesteigert. eine endgültige verbindung der bleche geschieht während des schweißens der vorgeformten bauteile. die herkömmliche nachhaltezeit schließt den zweistufigen prozess ab. adaptive qualitätsregelsysteme zum widerstandspunktschweißen ermöglichen eine individuelle anpassung elektrischer schweißparameter während der schweißlinsenbildung für jeden einzelnen schweißpunkt. die integration des zweistufigen schweißprozesses auf derselben plattform garantiert zusätzlich mit stromund kraftprogrammen eine prozesssichere spaltüberbrückung unter berücksichtigung von randbedingungen der automobilindustrie. versuchsaufbau und -durchführung zur analyse des neuartigen regelkonzeptes wurde in der konzernforschung der volkswagen ag eine seriennahe schweißanlage mit einer c-roboterschweißzange um eine zusätzliche schnittstelle für einen übergeordneten regler, verschiedene sensoren zu erfassung von prozessparameter und einen zangenausgleich mit einem servomotor erweitert. die abbildung 12 zeigt schematisch den aufbau der versuchsanlage. die veränderte prozessführung wurde vom übergeordneten steuerrechner auf pc-basis mittels eines speziellen labview-programms koordiniert. auf der abbildung 13 sind verläufe von stell-, messwerte der elektrodenkräfte und der stromstärkesollwerte während des zweistufigen schweißvorganges mit der umformung und anschließender schweißlinsenbildung am beispiel des hx340lad +z100 in 1,0 mm materialstärke abgebildet. der prozessverlauf entspricht dem aus der abbildung 11. im rahmen dieser untersuchung erfolgte keine taktzeitoptimierung der versuchsanlage. anhand der praktischen erfahrung wurde die maximal zulässige warmumformung auf 1000 ms begrenzt. die wärmeausgleichzeit und die nachhaltezeit lagen werkstoffunabhängig entsprechend bei 500 und 300 ms. für die schweißversuche mit der beidseitigen flanschspannung wurden blechproben von 200 x 45 mm hergestellt und in einem spezialwerkzeug eingespannt, wie in der abbildung 14 schematisch dargestellt. der passungsabstand p blieb während aller 26 przegląd spawalnictwa 11/2011 abb. 16. flanschgeometrie nach dem warmbeulen mit optimierten schweißparametern abb. 12. schematischer aufbau der versuchsanlage abb. 13. prozessgrößenverlauf aus der labview-bedienoberfläche beim zweistufigen schweißvorgang am beispiel hx340lad+z100 in 1,0 mm materialstärke abb. 14. einspannung der versuchsbleche abb. 15. verformungsanteile bei variation der elektrodenkraft und stromstärke während des beulens versuche konstant und betrug 50 mm. der spalt zwischen den zu fügenden blechen wurde ebenfalls auf 5 mm festgelegt. durch eine sehr hohe steifigkeit der einspannvorrichtung und eine beidseitige blecheinspannung konnte ein praxisnahes verhalten des schweißflansches an größeren baugruppen abgebildet werden. anhand der werkstoffanalyse der fahr zeugkarosserie wurden für die untersuchung repräsentativ stähle hx340lad+z100 in 1,0 mm und 22mnb5+as150 in 1,5 mm materialstärke ausgewählt. warmbeulen bei der analyse der beulphase wurde die möglichkeit zur spaltüberbrückung mittels einer überwiegend lokalen verformung des schweißflansches um die fügestelle geprüft. ein optimaler prozess sollte bereits vor der tatsächlichen schweißlinsenbildung eine prozesssichere bauteilkontaktierung gewährleisten. dabei wurden die elektrodenkraft und die stromstärke variiert. die abbildung 15 stellt die verteilung der lokalen und globalen flanschverformung im entlasteten zustand nach dem warmbeulen für ausgewählte prozessparameter dar. trotz einer geringen flanschsteifigkeit des hx340lad+z100 konnte der spalt innerhalb der vorausgesetzten prozesszeit erst ab der elektrodenkraft von 0,7 kn überbrückt werden. im allgemeinen kam es mit der zunehmenden elektrodenkraft zu einer größeren globalverformung des flansches. bei einer geringeren anpresskraft trat ein erheblicher anstieg des elektrischen widerstandes an der kontaktstelle der bleche mit den elektroden und in der fügezone auf. demzufolge nahm mit der eingebrachten energie der elektrodenkappenverschleiß und die verschmutzung der blechoberfläche wesentlich zu. außerdem wurden vermehrt schweißspritzer in der stromphase zu beobachtet. beim höchstfesten 22mnb5+as150 konnte mit dem herkömmlichen schweißvorgang wegen einer sehr hohen streckgrenze und flanschsteifigkeit keine schweißlinse gebildet werden. alle schweißversuche mit 1 und 1,5 kn elektrodenkraft führten auf grund eines höheren werkstoffwiderstandes und einer geringeren wärmeleitfähigkeit zum schmelzen des versuchsmaterials und der elektrodenkappe. die schweißspritzer waren nicht zu verhindern. nach einer elektrodenkrafterhöhung auf 2 kn konnte der eingestellte spalt sowohl mit der stromstärke von 4 ka als auch 4,5 ka ohne materialverluste überwindet werden. erst ab 27przegląd spawalnictwa 11/2011 3 kn elektrodenkraft wurde der globale anteil der flanschverformung festgestellt. für den hochfesten stahl wurde bereits mit der elektrodenkraft von 0,7 kn und stromstärke von 3,0 ka der eingestellte spalt überbrückt und dabei die geringste globale und plastische deformation des flansches gemessen. da die verformungskomponenten beim höchstfesten, warm umgeformten stahl weitgehend unabhängig von der stromstärke waren, entschied die sichtprüfung äußerer befunde über die auswahl den parametersatz der elektrodenkraft von 2,0 kn und stromstärke von 4 ka zur untersuchung der schweißlinsenbildung des zweistufigen schweißprozesses. die seitenansicht des schweißflansches sowie das metallografische schliffbild beider werkstoffe nach dem warmbeulen sind im unbelasteten zustand in der abbildung 16 für ausgewählte prozessparameter präsentiert. schweißlinsenbildung die bewertung der schweißpunktqualität und der schweißflanschgeometrie wurde für den optimierten parametersatz aus der analyse der warmbeulung durchgeführt. als ausgangswerte für den schweißvorgang des zweistufigen schweißprozesses wurden berechnete schweißparameter für den herkömmlichen schweißprozess verwendet. mit dem zweistufigen schweißvorgang konnte mit optimierten beulparametern am hx340lad+z100 die lokale flanschverformung von ca. 50% der gesamtdeformation erreicht werden. bei den restlichen parametersätzen lag dieser anteil unter 30%. die abbildung 17 zeigt die flanschoberfläche und die seitenansicht um die fügestelle des zweistufigen prozesses nach der optimierung der prozessparameter beider prozessphasen im vergleich zum herkömmlichen schweißvorgang mit einer manuellen parameteranpassung. der größte unterschied nach der sichtprüfung lag in der größe der wärmeeinflusszone. diese ist beim herkömmlichen prozess deutlich geringer, da mit dem langen beulvorgang der fügestelle eine zusätzliche energie zugeführt wird. erwartungsgemäß trat beim schweißen ohne das warmbeulen eine größere globalverformung auf. die zweite prozessphase erhöhte den lokalen verformungsanteil zusätzlich um ca. 20%. das bauteilkontaktieren erfolgte jedoch überwiegend durch eine globale deformation. wegen einer größeren kontaktfläche des werkstücks mit den elektrodenkappen und in der fügeebene entstand nach dem warmbeulen und der anschließenden schweißung mit berechneten schweißparametern ebenso keine normgerechte schweißlinse, siehe abbildung 18. demzufolge ist eine anpassung der schweißparameter für die veränderte geometrie des schweißflansches beim zweistufigen schweißprozess notwendig. mit dem gleichen parametersatz wurde der mittlere punktdurchmesser nach dem gängigen schweißprozess von etwa 2,5 mm erreicht, weil die schweißlinsenbildung nach der unkontrollierten spaltüberbrückung erst begann. der vergleich beider prozessführungen zeigte unterschiedliche deformationen im bereich des schweißpunktes. aus schliffbildern in der abbildung 18 war die überwiegend lokale deformation aus dem warmbeulen auch der der schweißung deutlich zu erkennen. wie bereits erwähnt, konnte mit dem herkömmlichen schweißprozess wegen eines enormen materialverlustes keine schweißlinse gebildet werden, abbildung 19. obwohl es auf der blechinnenseite zum schmelzen und fügen beider versuchsbleche kam, entstand jedoch aufgrund der im gefüge eingefrorenen spannungen keine dauerhafte schweißverbindung. abb. 17. oberflächenzustand und die flanschgeometrie nach dem herkömmlichen und zweistufigen schweißvorgang am hx340lad +z100 in 1,0 mm materialstärke abb. 18. vergleich der schweißlinsenbildung mit berechneten schweißparameter des zweistufigen (links) und herkömmlichen (rechts) prozesses für hx340lad +z100 abb. 19. oberflächenzustand des schweißflansches (links) und die fügeebene (rechts) nach dem herkömmlichen schweißvorgang am 22mnb5 +as150 in 1,5 mm materialstärke abb. 20. oberflächenzustand und die flanschgeometrie nach dem zweistufigen schweißvorgang am 22mnb5 +as150 in 1,5 mm materialstärke abb. 21. vergleich der schweißpunktgeometrie mit berechneten schweißparametern des zweistufigen (links) und herkömmlichen (rechts) prozesses für 22mnb5 +as150 28 przegląd spawalnictwa 11/2011 während des warmbeulens kam es zur verringerung des spaltes auf 2,4 mm, was eine bauteilkontaktierung mit der schweißkraft bei einer höheren stromstärke in der nächsten prozessphase ermöglichte. die messung der blechdeformation nach dem gesamtprozess ergab den elektrodenweg von insgesamt 5,6 mm, wobei der lokale anteil bei 70% lag. trotz des zweistufigen schweißvorganges entstand während der schweißlinsenbildung eine geringe werkstoffauspressung, wie in der abbildung 20 dargestellt. außerdem kam es zur schweißspritzenbildung in der fügezone. ähnlich dem hochfesten werkstoff war eine geringe anpassung von schweißparametern notwendig, um eine normgerechte schweißlinse mit dem zweistufigen prozess zu erreichen. wegen einer vergrößerung kontaktfläche führte eine verlängerung der prozesszeit nicht zur verbesserung. erst nach der erhöhung der stromstärke von 9 auf 11 ka entstand der schweißpunkt mit dem durchmesser von 6,3 mm. dabei blieb die schweißzeit und die elektrodenkraft unverändert bei entsprechend 400 ms und 3,9 kn. die stromerhöhung verursachte eine stärkere erwärmung des werkstoffes und dadurch ein tieferes einsinken der elektroden. trotz einer nur geringen einschnürung der wanddicke im randbereich der schweißlinse wurde die gesamte blechdicke am schweißpunkt um fast 50% reduziert. die verbliebene restblechdicke im bereich des elektrodeneindrucks ist im vergleich zum herkömmlichen schweißvorgang in der abbildung 21 gezeigt. literatur [1] jüttner s., meyer r.: leichtbau – herausforderungen für die fügetechnik. volkswagen ag, aktionstag innovation im automobilbau, dresden, 2007. [2] müller s.: fügetechnologien im karosseriebau – status und trends. konferenz: automobilbau – trends in der fügeund werkstofftechnik, 2008. [3] bergmann j.p.: łączenie stali ocynkowanej: stan aktualny i perspektywy. przegląd spawalnictwa, 8-9/2004, s. 76. [4] füssel u., jüttner s., meyer r.: wirkung von toleranzen im karosseriebau auf die fügetechnik. zwischensitzung iiw sc automotive and road transport; berlin am 19-20.03.2008 [5] baryliszyn p., noack th., füssel u., u.a.: erweiterung der schweißzangenregelung auf basis der elektrodenreferenzkraft. 21. dvs-sondertagung, widerstandspunktschweißen 2010, duisburg, 2010. [6] baryliszyn p., jüttner s., füssel u.: neuartiges regelsystem zum widerstandspunktschweißen von karosseriebauteilen mit maßabweichungen. große schweißtechnische tagung, 15. september 2009. [7] tl4225: legierter vergütungsstahl 22mnb5, ungeschichtet oder vorbeschichtet; werkstoffanforderungen an halbzeuge und bauteile. stand 2006. zusammenfassung die untersuchungen am toleranzbehafteten schweißflansch haben beim herkömmlichen schweißvorgang sogar beim tiefziehstahl große probleme mit der schweißpunktqualität in bezug auf die festigkeit und das aussehen verdeutlicht. die unkontrollierte flanschdeformation bewirkt nicht nur eine verkürzung der prozesszeit zur schweißlinsenbildung, sondern verändert auch die kontaktbedingungen in der fügestelle. diese problematik nimmt mit der werkstofffestigkeit und steifigkeit zu, weil kein blechkontakt mit der zur verfügung stehenden elektrodenkraft hergestellt wird. in diesem fall verläuft der prozess sehr unstabil. der untersuchte lösungsansatz trennt den schweißvorgang abhängig von der spaltsituation in das warmbeulen und das schweißen. im ersten schritt wird der schweißflansch lokal verformt und erst in der zweiten phase eine normgerechte schweißlinse gebildet. durch eine werkstoffspezifische anpassung der schweißparameter wurde eine verringerung der globalen verformung der fügestelle erreicht. der so verformte schweißflansch wurde anschließend quasi spannungsfrei in der zweiten prozessphase verschweißt. zusammenfassend kann man feststellen, dass beim zweistufigen schweißprozess eine symmetrische, porenund rissfreie schweißlinse entsteht. ebenso erschienen keine poren oder rissen in der wärmeeinflusszone oder im grundwerkstoff. durch die zusätzliche prozessphase wird mehr energie zugeführt, wodurch sich der elektrodeneindruck im werkstück vergrößert. hierbei kommt es beim spalt zu einer genauen anpassung der äußeren blechoberfläche an die elektrodenkappenform. der zweistufige prozess hat sich als besonders vorteilhaft beim fügen von höchstfesten werkstoffen erwiesen. [8] pn-en 10025: wyroby walcowane na gorąco ze stali konstrukcyjnych. stand 2007. [9] woestmann h.: moderne stahlfeinbleche für den automobilleichtbau. aktueller stand und ausblick in die zukunft. erfahrungsaustauschgruppe pzs-werkzeuge, lüdenscheid, 2005. [10] overrath j.: schweißen von warmumgeformten bauteilen. 11. ifs – kolloquium, braunschweig, 2007. [11] pv 6702: punktschweißverbindungen. festigkeitsprüfung stahlwerkstoffe. stand 2004. [12] dvs-richtliniedvs 2902-3: widerstandspunktschweißen von stählen bis 3 mm einzelblechdicke. konstruktion und berechnung. stand 1991. [13] piwowar s.: spawanie i zgrzewanie elektryczne. wsip, warszawa, 1966. [14] iso 6520-2: welding and allied processes: classification of geometric imperfections in metallic materials. part 2: wel ding with pressure. stand 2001. [15] vw 01105-1: widerstandspunktschweißen. konstruktion, berechnung. stand 2007. 201205_pspaw.pdf 49przegląd spawalnictwa 5/2012 krzysztof kudła kwiryn wojsyk metody poprawy właściwości eksploatacyjnych złączy spawanych methods for improvement of weld joints  operational properties dr inż. krzysztof kudła, dr inż. kwiryn wojsyk – politechnika częstochowska. streszczenie w pracy przedstawiono potencjalne ograniczenia stosowania materiałów na instalacje energetyczne. zawarto zestawienie możliwych konstrukcyjnych i technologicznych zabiegów okołospawalniczych mogących poprawić właściwości złączy spawanych. wskazano, że jest to szczególnie ważne w nowoczesnych materiałach konstrukcyjnych, do których należą stopy o wysokiej zawartości niklu i stale energetyczne. wymieniono też przyczyny, dla których stosowanie tych zabiegów może być konieczne. abstract the paper presents a number of potential limitations in the application of materials for power facilities. the list of possible structural and technological operations related to welding processes is presented. these operations can improve different properties of weld joints. it is shown that the operations are particularly important in case of modern structural materials that include nickel rich alloys and steels for power engineering. the reasons that make the application of these operations necessary are also presented. wstęp rosnące wymagania wobec materiałów stosowanych na instalacje energetyczne wynikają z konieczności wykorzystywania w tych urządzeniach wysokich ciśnień i temperatur w długotrwałych okresach. wymaga to znacznego wzrostu sprawności instalacji ciepłowniczych, a więc wzrostu zużycia paliw przy jednoczesnym spadku emisji pyłów, co2, so2 i nox. materiały te i wykonane z nich złącza muszą spełniać liczne, często wzajemnie sprzeczne kryteria, takie jak [1, 2]: – wysokie i stabilne właściwości wytrzymałościowe w czasie długotrwałej eksploatacji w podwyższonej, zmieniającej się temperaturze (wysoka granica plastyczności i znaczna odporność na różne rodzaje pełzania), – stabilna, niestarzejąca się struktura w czasie długotrwałej pracy, – korzystne właściwości fizyczne, tj. niski współczynnik rozszerzalności liniowej/objętościowej, wysoki współczynnik przewodzenia ciepła, niski ciężar właściwy, – niewielka skłonność do pęknięć kruchych w warunkach pracy, – nieprzenikalność dla wodoru dyfundującego, – żaroodporność i odporność na korozję w parze wodnej w jak najwyższej temperaturze przez możliwie długi czas (powyżej 200 tys. h), – odporność na termomechaniczne zmęczenie niskocykliczne, – odpowiednie właściwości technologiczne: dobra spawalność, podatność na obróbkę plastyczną na zimno (np. gięcie) i gorąco, – dostępność asortymentowa, – umiarkowana cena. wymagania te powodują, że poszukiwania materiałów koncentrują się na stosowaniu stopów wysokoniklowych, co niestety jest kosztowne, albo na zastosowaniu odpowiedniej ilości dodatków stopowych w stali energetycznej. obecnie obserwowane są dwa kierunki rozwoju tych stali – ulepszanie stali niskostopowych bainitycznych przez dodawanie w różnych kombinacjach składników stopowych: cr, mo, v, ti, nb, 50 przegląd spawalnictwa 5/2012 n, w, b, bądź dodawanie do stali wysokostopowych (zawierających 9÷12% cr) mo, v, nb, n, w, b, co, cu i innych. oba rozwiązania pogarszają spawalność stali w wyniku znacznego zawężenia obszaru wymaganych parametrów przygotowania czynników technologicznych do procesu spawania, co już wstępnie prowadzi do znacznych trudności wykonawczych (rys. 1). zwiększająca się zawartość pierwiastków stopowych w stali podnosi równoważnik węgla, zatem konieczne staje się nie tylko podgrzewanie wstępne, ale również pospawalnicza obróbka cieplna. gdy i te zabiegi nie są wystarczające, konieczne jest przewidywanie i zastosowanie dodatkowych konstrukcyjnych i technologicznych operacji wspomagających ograniczone możliwości technologii spawania. ostatnie lata przyniosły nie tylko korzyści w stosowaniu stali nowej generacji. przykładem może być stal p/t24 (7crmovtib10-10), która miała być łatwospawalna, niewymagająca podgrzewania przed spawaniem, a okazała się pułapką inwestycyjno-konstrukcyjno-technologiczną. wiele inwestycji europejskich zostało opóźnionych lub zagrożonych w wyniku jej zastosowania w odpowiedzialnych miejscach instalacji ciepłowniczych (np. ścian szczelnych) [6, 7]. zagrożenia mogą również występować przy wprowadzaniu do eksploatacji nowych gatunków stali. przykładem są stale p/t91 i p/t92, których odporność na pełzanie jest obecnie korygowana w stosunku do odporności deklarowanej przez jej wytwórców (rys. 2). oprócz działań poprawiających spawalność stali energetycznych, konieczne jest zatem dokonanie przeglądu i rozważenie zastosowania wszelkich dostępnych zabiegów mogących podnieść jakość i walory eksploatacyjne złączy w spawanych instalacjach energetycznych. zabiegi te można ogólnie podzielić na konstrukcyjne i technologiczne. istotne jest, że można je stosować niezależnie od siebie oraz na różnych rys. 1. możliwości wykonywania poprawnych złączy spawanych stali energetycznych [5] fig. 1. the scheme of possibility to carry out good quality welded joints of steel for power facilities [5] rys. 2. prognoza odporności na pełzanie rz/100 000 stali p/t91 i p/t92 na podstawie badań i publikacji eccc (dr p.j. ennis., seminarium dot. nowoczesnych stali energetycznych – rudy raciborskie 16.04.2008) fig. 2. forecast for creep resistance rz/100 000 of p/t91 and p/t92 steels on the basis of eccc research results and publications (dr. p.j. ennis, new steels for power facilities, rudy raciborskie 16.04.2008) rys. 3. metody podwyższania właściwości eksploatacyjnych złączy spawanych fig. 3. methods for improvement of weld joints operational properties 51przegląd spawalnictwa 5/2012 etapach produkcji. konieczność uwzględniania i wdrażania dodatkowych zabiegów spawalniczych uznawana jest za porażkę inżynierów materiałowych i spawalników (jak pisał sun tzu w dziele sztuka wojenna – „pierwszą porażką ponoszoną w czasie działań wojennych jest konieczność użycia wojska”), należy więc znać, przewidywać i stosować w technologii wykonania energetycznych urządzeń spawanych sposoby mogące umożliwić wykonanie konstrukcji lub wpływające na podniesienie ich jakości. metody podwyższania właściwości eksploatacyjnych złączy przedstawiono na rysunkach 3 i 4. rys. 4. technologiczne metody podwyższania właściwości eksploatacyjnych złączy spawanych fig. 4. technological methods for improvement of weld joints operational properties podsumowanie przeprowadzony przegląd właściwości stali energetycznych wskazuje, że istnieje duża liczba zabiegów konstrukcyjnych i technologicznych mogących wpływać na poprawę jakości złączy spawanych, a zatem całej konstrukcji. są one często kosztowne, pracę zrealizowano w ramach projektu nr poig 01.01.02-00-015/08 w programie operacyjnym innowacyjna gospodarka. projekt współfinansowany przez unię europejską ze środków europejskiego funduszu rozwoju regionalnego, financial support of structural funds in the operational programme innovative economy (ie op) financed from the european regional development fund project no poig.0101.02-00-015/08 is gratefully acknowledged. literatura [1] golański g., kępa j.: nowoczesne stale dla energetyki. charakterystyka. wydawnictwo politechniki częstochowskiej. częstochowa 2011. [2] hernas a., wala t., staszewski m.: charakterystyka i dobór stali na przegrzewacze w nadkrytycznych parametrach pracy. inżynieria materiałowa 3/2009, s. 143. [3] czerniak r.: technologiczne metody podwyższania właściwości mechanicznych spoin i zgrzein. praca inżynierska 02.02.2012. promotor dr inż. kwiryn wojsyk. pracochłonne lub niewygodne w stosowaniu, jednak należy liczyć się z tym, że zawężające się przedziały parametrów spawania wymuszą ich stosowanie w odpowiedzialnych konstrukcjach, w tym energetycznych. [4] kudła k., wojsyk k.: łączne i nośne funkcje spoin w nowoczesnych konstrukcjach spawanych. spajanie 3(9)-4(10). 2010, s. 26. [5] brózda j.: seminarium dotyczące stali dla nowoczesnych wysokowydajnych elektrowni i materiałów dodatkowych do ich spawania. rudy raciborskie 15.01.2009. biuletyn instytutu spawalnictwa 2/2009, s. 12-15. [6] zasuń r.: pech energetyki: kocioł pęka, woda sika. gazeta wyborcza 23.09.2011, s. 26. [7] szczepańska m.: edf nie boi się pękającej stali. rzeczpospolita 09.12.2011. w następnym numerze krzysztof scheithauer, katarzyna scheithauer, michał scheithauer analiza metod podgrzewania kotłowych paneli gazoszczelnych przed spawaniem przy użyciu promienników podczerwieni i elementów oporowych. andrzej klimpel podstawy teoretyczne cięcia laserowego metali. bogdan pawłowski, janusz krawczyk, piotr biała, sławomir parzych analiza przyczyn pęknięć w obszarze złącza rura-zwornik w rurach płuczkowych stosowanych w wiertnictwie. 200701_pspaw przegląd spawalnictwa 1/2007 23 stresz cze nie w pracy przedstawiono wyniki badań własności i struktury połączeń rurowych wykonanych metodą kombinowaną gtaw i fca, w warunkach montażowych. pozytywne wyniki badań pozwoliły opracować instrukcję wps. technologia spawania wg tej instrukcji została wielokrotnie sprawdzona w warunkach budowy rurociągów gazowych. otrzymane złącza spełniały kryteria akceptacji i miały wszystkie wymagane własności. abs tract the research results of properties and structure of pipe connections under the conditions during installation carried out by gtaw and fca combined processes were presented in the paper. positive research results made it possible to draw up the wps specification. the technology of welding applied according to this specification was repeatedly checked under installation conditions of gas pipelines. the resulted joints satisfied the criteria for acceptance, and they were characterised by all required properties. wstęp rosnące zużycie energii i wzrost zapotrzebowania na nośniki energii, a zwłaszcza na gaz ziemny, decyduje o rozwoju sieci rurociągów przemysłowych. znaczne odległości dzielące źródła gazu ziemnego i ropy od miejsca ich zużycia, wymagają budowy tranzytowych rurociągów o bardzo dobrych parametrach eksploatacyjnych. o jakości sieci gazowej decyduje rodzaj materiałów przeznaczonych do jej budowy, a także zastosowana technologia spajania. poprawność opracowanej technologii spawania musi zostać poddana procesowi uznania (wg norm grupy en 288) lub kwalifi kowania (wg norm grupy en 15600). pozytywny wynik wszystkich badań złącza próbnego wykonanego według wymogów tych norm pozwala opracować roboczą instrukcję technologiczną spawania wps. celem opracowania było sprawdzenie możliwości uzyskania złącza spawanego o wysokich właściwościach wytrzymałościowych i plastycznych przy użyciu metod spawania, które dotychczas nie znalazły większego zastosowania przy spawaniu w warunkach budowy. założenia do opracowania technologii spawania opracowanie technologii spawania przeprowadzono w fi rmie stalbud tarnów sp. z o.o., która oprócz wykonywania budowlanych konstrukcji stalowych specjalizuje się w wytwarzaniu, montażu i naprawach urządzeń technicznych dla przemysłu chemicznego, wydobywczego i gazowniczego. wykonawstwo prac spawalniczych na stacjach gazowych i tłoczniach wymaga dobrej organizacji, umiejętności i fachowości zarówno brygad bezpośrednio wykonujących zadanie, jak i nadzoru. prawdziwym jednak wyzwaniem dla wykonującego prace spawalnicze jest połączenie tych obiektów rurociągami. podczas budowy gazociągu wykonawca musi być przygotowany na to, że warunki atmosferyczne i przeszkody terenowe będą miały wpływ na powstawanie błędów wykonawczych, a te z kolei mogą spowodować opóźnienie w wykonaniu prac. innym bardzo istotnym powodem utrudniającym prowadzenie prac, zwłaszcza remontowych, jest trudność usunięcia z gazociągu substancji palnych, co powoduje możliwość pojawienia się ognia bezpośrednio pod łukiem elektrycznym w czasie prac spawalniczych. dlatego bardzo istotne jest wykonanie złączy spawanych przy użyciu metoda gwarantująca czystość metalurgiczną złącza, a więc dobrą jakość i niezawodność oraz krótki czas wykonania. pierwsze próby spawania gazociągów metodą kombinowaną 141/136 przeprowadzono w roku 2004 w czasie remontu gazociągów dn 300, 400, 500 na tłoczni gazu rembelszczyzna. instrukcje technologiczne spawania wps, dotyczące tego remontu, były opracowane na podstawie dwóch oddzielnych protokołów wpar dla poszczególnych metod spawania 141 i 136. kolejne próby wykorzystania metody kombinowanej potwierdziły jej przydatność w warunkach budowy, jednak wymagała ona formalnego opracowania i zbadania. uznanie zostało przeprowadzone w roku 2006, zgodnie z wymaganiami określonymi w normach pn-en 15614-1 oraz pn-en 288-9 i obejmowało badanie spoiny wykonanej w warunkach budowy oraz naprawy spoiny przy pełnym przetopie i naprawy wewnętrznej. dobór metod i materiałów dodatkowych najpopularniejszą metodą spawania podczas budowy rurociągów w terenie jest spawanie elektrodami otulonymi. do spawania rurociągów o mniejszych średnicach stosuje się zazwyczaj elektrody w otulinie zasadowej lub rutylowej. wielkośrednicowe rurociągi dalekiego zasięgu spawa się przede wszystkim elektrodami o otulinie celulozowej, ze względu na możliwość skrócenia czasu operacji spawania, dzięki możliwości spawania „z góry na dół”. spawanie elektrodą otuloną, zwłaszcza w pozycji przymusowej, wymaga od spawacza dużych umiejętności i odpowiedniej praktyki zawodowej, a w proces wykonania musi się wliczyć, oprócz spawania operacje technologia spawania w warunkach montażowych rurociągów ze stali l415mb metodą kombinowaną 141 technology of welding under installation conditions of l415mb steel pipelines by combined process tadeusz furmański edmund tasak mgr inż. tadeusz furmański – karpacka spółka gazownictwa sp. z o.o. w tarnowie prof. dr hab. inż. edmund tasak – agh, kraków. przegląd spawalnictwa 1/200724 usuwania żużli spawalniczych i czyszczenie złącza przed położeniem kolejnego ściegu, co znacznie wydłuża proces. technika spawania elektrodą celulozową również nie należy do najprostszych, zwłaszcza, jeżeli chodzi o wykonanie przetopu i warstwy gorącej, która musi być położona w bardzo krótkim czasie po położeniu pierwszego ściegu. skrócenie czasu spawania ze względu na kierunek spawania nie jest jednak w stanie zrekompensować czasu potrzebnego do wyszkolenia i nabycia odpowiedniej praktyki podczas spawania tą metodą. wymienione aspekty spowodowały, że przystępując do opracowania technologii spawania rurociągów, przydatnej w warunkach budowy, należało dobrać takie metody spawania, aby uzyskać odpowiednio dobre złącze w możliwie krótkim czasie, wykonane przez spawacza o relatywnie krótkiej praktyce spawalniczej. kolejnym krokiem były przeprowadzone praktyczne próby, mające na celu dobór odpowiednich materiałów dodatkowych do spawania. materiały te musiały spełniać wymagania wytrzymałościowe określone w normach przedmiotowych i nie mogły stwarzać dodatkowych trudności podczas wykonywania złączy spawanych w pozycjach przymusowych. dobór materiału podstawowego na złącze próbne rozporządzenie ministra gospodarki z dnia 30 lipca 2001 roku w sprawie warunków technicznych, jakim powinny odpowiadać sieci gazowe (d.u. nr 97 z 11 września 2001 r., poz.1055) w § 11 mówi: gazociąg stalowy powinien być wykonany z rur stalowych dla mediów palnych, zgodnie z wymaganiami określonymi w polskich normach. rury stalowe do budowy gazociągu powinny charakteryzować się wymaganymi wartościami udarności, określonymi w odrębnych przepisach, i potwierdzonymi badaniami w przewidzianych temperaturach roboczych. normą spełniającą te wymagania jest norma en 10208-2+ac:1996, która w roku 1999 uzyskała status polskiej normy. normy europejskie en 10208 dzielą rury na dwie klasy: a i b. podział ten zależy od składu chemicznego i własności wytrzymałościowych materiału rury. rury wykonuje się z blach lub taśm ze stali niskostopowych (%): (c max: 0,16c; si max: 0,55si; mn max: 1,9mn) często z mikrododatkami nb i ti, które mogą być normalizowane w procesie obróbki cieplnej lub walcowania (oznaczone literą n), jak również obrabiane cieplno-plastycznie (termomechanicznie) w procesie walcowania (oznaczone literą m), a także ulepszone cieplnie (oznaczone literą q). złącze próbne wykonano z rury o średnicy 406 x 12,0 w gatunku l415mb o równoważniku węgla 0,38%. charakterystyka wybranych metod: 141 (gtaw) i 136 (fca) w procesie spawania łukowego elektrodą nietopliwą w osłonie gazowej gtaw połączenie spawane otrzymuje się przez stopienie materiału spawanego i materiału dodatkowego ciepłem łuku elektrycznego jarzącego się między nietopliwą elektrodą a spawanym przedmiotem w osłonie gazu obojętnego lub redukującego. jest to najczystszy z wszystkich procesów spawania łukowego, porównywany z metalurgicznego punktu widzenia do mikroodlewania łukowego w osłonach obojętnych. podstawowymi ograniczeniami procesu spawania metodą gtaw są mała wydajność spawania i znaczny wpływ zmian składu chemicznego spawanych materiałów, a zwłaszcza zawartości węgla i zanieczyszczeń na głębokość przetopienia oraz stosunkowo mała grubość złączy możliwych do spawania jednostronnego w jednym przejściu. należy jednak zastanowić się nad tym, czy rzeczywiście małą wydajność spawania należy zaliczyć do wad tej metody. jeziorko spawalnicze powstaje w wyniku nadtopienia brzegu metalu rodzimego oraz przejścia kropli ciekłego metalu z drutu elektrodowego. wymiary jeziorka są ściśle związane z parametrami spawania, głównie mocą źródła ciepła i szybkością jego ruchu. kształt jeziorka spawalniczego bardzo silnie zależy od szybkości spawania. przy spawaniu z małymi prędkościami kształt jest eliptyczny, natomiast przy dużych prędkościach wyraźnie wydłużony i ostro zakończony w osi spoiny. wiadomym jest, że struktura spoiny znacząco wpływa na jej właściwości mechaniczne, a szczególnie plastyczność. powstanie drobnych ziaren w spoinie ma dwie zasadnicze korzyści: zmniejsza podatność spawanego metalu do pękania na gorąco oraz zwiększa ciągliwość i udarność spoin, szczególnie w przypadku stali węglowych i stali nierdzewnych. polepszenie własności lanego metalu spoiny, otrzymane w rezultacie rozdrobnienia struktury, nie zawsze jest w stanie zapobiec pęknięciom wywołanym przez zwiększone naprężenia rozciągające, a szczególnie w tych przypadkach, kiedy spawany metal zawiera znaczne ilości domieszek sprzyjających segregacji. dlatego podczas spawania stali węglowych, nisko i średniostopowych obniża się szybkość chłodzenia stosując wstępne podgrzewanie, zmniejszające wielkość naprężeń rozciągających. w takich przypadkach, kiedy rozdrobnienie struktury osiągane są bez podwyższania szybkości chłodzenia, mechaniczne własności spoin i ich odporność na powstawanie pęknięć znacznie wzrastają [1]. dodatkowo, stosując spawanie prądem pulsacyjnym można w efektywny sposób regulować kształt i rozmiary jeziorka spawalniczego oraz szerokość swc, a także wpłynąć na krystalizację stopiwa – spoina nie jest przegrzana, co w konsekwencji zwiększa prędkość krzepnięcia i powoduje rozdrobnienie ziarna. bilansując wydajność procesu spawania metodą gtaw, należy pamiętać również o tym, że czyszczenie ściegu po spawaniu przed położeniem kolejnego jest bardzo proste i nie wymaga szczególnych zabiegów zastosowania urządzeń mechanicznych. reasumując, można stwierdzić, że dzięki odpowiedniej wiedzy spawalniczej można wykorzystać pewne zjawiska występujące w spoinie podczas i zaraz po spawaniu, a wówczas efekty powszechnie uważane za ograniczenia stają się naszymi sprzymierzeńcami w osiągnięciu dobrych własności spawanego ściegu i ostatecznie bilansują się po stronie korzyści. spawanie łukowe metodą 136, drutem z rdzeniem proszkowym topnikowym lub metalicznym w osłonie gazowej, zwane potocznie spawaniem drutem proszkowym w osłonie gazowej fca (flux cored arc), polega na stopieniu brzegów łączonych przedmiotów i drutu proszkowego ciepłem łuku spawalniczego jarzącego się w osłonie gazowej między metalową osłoną rurkową ciągłego drutu elektrodowego mieszczącą rdzeń proszkowy a spawanym przedmiotem. jako gaz ochronny stosuje się prawie wyłącznie gazy aktywne chemicznie: czysty co2 lub mieszanki ar + co2 i ar + o2. rdzeń topnikowy drutów proszkowych spełnia rolę podobną do otuliny elektrod otulonych i topnika do spawania łukiem krytym, a także tworzy warstwę żużla, która szybko krzepnąc kształtuje i doskonale podpiera w pozycjach przymusowych jeziorko spoiny, nawet o dużej objętości. dodatkowo uzyskuje się wydajność spawania, dzięki ciągłemu podawaniu drutu elektrodowego. szerokość i głębokość przetopienia zależny od rodzaju i średnicy drutu oraz parametrów prądowych procesu. szerszy łuk spawalniczy drutu proszkowego zapewnia większą tolerancję dokładności prowadzenia palnika wzdłuż linii spawania i mniejsze zagrożenie wystąpienia przyklejeń w złączu w stosunku do spawania gmaw drutem pełnym. łuk spawalniczy podczas spawania drutami proszkowymi w osłonie gazowej jest widzialny i bardzo elastyczny. druty proszkowe podczas spawania charakteryzują się lepszymi przegląd spawalnictwa 1/2007 25 własnościami, zwłaszcza mniejszym rozpryskiem, niż druty pełne. własności stopiwa wykonanego drutami proszkowymi mogą być, w zależności od rodzaju drutów, tak dobre jak własności stopiwa wykonanego elektrodami otulonymi. dotyczy to zwłaszcza udarności stopiwa w normalnej i ujemnej temperaturze. druty proszkowe stapiane w osłonach pozwalają na spawanie na otwartym powietrzu, podczas gdy drutami pełnymi i samoosłonowymi nie zawsze można spawać na otwartym powietrzu, zwłaszcza w warunkach wietrznej pogody [2]. reasumując: zastosowanie do spawania drutu proszkowego osłonowego przynosi bardzo wiele korzyści: daje możliwość regulacji składu chemicznego stopiwa, szerokości ściegu oraz głębokości wtopienia poprzez dobór odpowiednich ilości składników mieszaniny gazów osłonowych. uzyskana spoina ma odpowiednio wysokie własności wytrzymałościowe i plastyczne. jednak główną zaletą zastosowania tej metody spawania jest duża prędkość spawania, czyli skrócenie czasu wykonywania złącza spawanego. wykonanie złącza próbnego spawanie złącza próbnego przeprowadzono na podstawie wstępnej instrukcji spawania pwps. wykonano je w warunkach montażowych w wykopie. warstwa przetopowa i ścieg nr 2 został wykonany metodą 141, dwa ściegi wypełniające i lico – metodą 136. do centrowania złącza użyto centrownika zewnętrznego, który został ściągnięty po wykonaniu spoin sczepnych. na rysunkach 1 i 2 przedstawiono wygląd spoiny po spawaniu. można zaobserwować praktycznie całkowity brak odprysków i podtopień. całkowity czas wykonania złącza próbnego w wykopie wyniósł 80 min., a czas wykonania poszczególnych ściegów był następujący: warstwa graniowa wraz z wycinaniem spoin sczepnych, (metoda 141) – 30 min; warstwa druga (metoda 141) – 15 min; ścieg nr 3 (metoda 136) – 10 min; ścieg nr 4 (metoda 136) – 13 min; wykonanie lica (metoda 136) – 12 min. dla porównania wykonanie takiego samego złącza z rury o średnicy 406,4 x 12 mm elektrodami otulonymi wg katalogu nakładów rzeczowych trwa 5,58 roboczogodziny. po wykonaniu spoiny przystąpiono do wykonania napraw przy pełnym przetopie oraz naprawy wewnętrznej w miejscach określonych w normie en 288-9. po zakończeniu spawania, złącze próbne poddano badaniom określonym w normach en 288-9 i en 15614-1, dodatkowo wykonano badania mikroskopowe w celu oceny otrzymanej struktury złącza. analiza wyników badań warunkiem wystawienia przez jednostkę inspekcyjną protokołów uznania oraz kwalifi kowania technologii spawania (wpar, wpqr) jest uzyskanie pozytywnych wyników wszystkich nakazanych w odpowiednim arkuszu normy badań. poniżej przedstawiono analizę • • • • • otrzymanych wyników, uwzględniająca rodzaj badania oraz przyporządkowane im wymagania. analizę przeprowadzono na podstawie sprawozdania z badań złącza próbnego. badania makroskopowe i mikroskopowe po wykonaniu badań własności mechanicznych przeprowadzono analizę wizualną próbek zginanych i udarnościowych. próbki zginane miały kąt zgięcia 180oc i nie wykazywały żadnych naderwań. próbki udarnościowe z swc miały wysoki poziom udarności i przełom całkowicie plastyczny. pozytywne wyniki miały również próbki udarnościowe z naciętym karbem w osi spoiny. przełom tych próbek zawierał również pewien udział przełomu kruchego. przykład wyglądu próbek zginanych i próbki udarnościowej z swc pokazano na rysunkach 3 i 4. badania makroskopowe zgładów poprzecznych spoin nie wykazały żadnych wad. na rysunku 5 przedstawiono wygląd spoiny bez naprawy, na rysunku 6 – makro spoiny z poprawką wykonaną od rys. 1. wygląd spoiny po zakończeniu spawania metodą 141 rys. 2. wygląd lica spoiny po spawaniu metodą 136 tablica i. analiza wyników badań wizualnych, penetracyjnych i radiografi cznych rodzaj badania wymagany poziom stwierdzona niezgodność / poziom jakości ocena uwagi badania wizualne b 515 – wklęśnięcie w grani – b 5041 – miejscowy wyciek – b pozytywna 1 badania penetracyjne 1(2x) nie stwierdzono pozytywna 2 badania radiografi czne b 2011 – pęcherz kulisty – b 515 – wklęśnięcie w grani – b 3041 – wtrącenie wolframu – b 5041 – miejscowy wyciek – b pozytywna 3 uwagi: 1: ocena spoiny wg normy pn-en iso 15614-1 p. 7.5 oraz pn-en 288-9 p. 7.3.2 tabl. ii; 2: wg normy pn-en 12062 zał. a tabl. a2 poziom akceptacji 1 wg pn-en 1289 odpowiada poziomowi jakości b wg pn-en 25817 (en iso 5817); 3: wg normy pn-en 12062 zał. a tabl. a5 poziom akceptacji 1 wg pn-en 12517 odpowiada poziomowi jakości b wg pn-en 25817 (en iso 5817), stwierdzone niezgodności spełniają kryteria akceptacji pn-en 288-9 p. 7.3.2 tabl. ii. tablica ii. analiza wyników próby rozciągania rodzaj badania wymagany poziom rm min [n/mm 2] uzyskany wynik rm [n/mm 2] miejsce zerwania ocena uwagi rozciąganie 520 643 poza spoiną pozytywna rozciąganie 520 626 poza spoiną pozytywna tablica iii. analiza wyników próby zginania rodzaj badania powierzchnia rozciągania kąt zginania ocena powierzchni ocena uwagi zginanie 2 próbki lico 180o bez wad pozytywna zginanie 2 próbki grań 180o bez wad pozytywna tablica iv. analiza wyników badania twardości miejsce badania twardości hv 10 maksymalny poziom wg pn en 288-9 (środowisko kwaśne) maksymalny poziom wg pn en iso 15614-1 p.7.4.6 tabl.2 najwyższy wynik w skali hv 2) miejsce występowania 3) ocena materiał rodzimy 275 1) 380 221 nw pozytywna swc lico 300 380 233 spp pozytywna swc grań 250 380 240 spp/nz pozytywna spoina lico 275 380 227 nz pozytywna spoina grań 250 380 250 nw pozytywna uwagi: 1: ze względu na brak wymagań w normie przedmiotowej określono wg wymagań normy nace mr 0175; 2: wpisane do tabeli najwyższe wyniki obejmują również spoiny naprawiane od wewnątrz oraz z pełnym przetopem; 3: nw– naprawa wewnętrzna; nz– naprawa z pełnym przetopem; spp spoina wykonana „po raz pierwszy” (bez naprawy). przegląd spawalnictwa 1/200726 li te ra tu ra [1] tasak e.: metalurgia spawania, w druku wydawnictwo agh. [2] węgrzyn j.: fizyka i metalurgia spawania, wyd. politechniki śląskiej, gliwice 1990. [3] tasak e.: spawalność stali, fobit kraków 2002. [4] tasak e., ziewiec a.: struktury złącz spawanych stali niskowęglowych i niskostopowych, przegląd spawalnictwa (w druku). tablica v. analiza wyników badania udarności miejsce nacięcia karbu v na próbce dopuszczalna min. wartość kv [j] wg wymogów udt dopuszczalna min. wartość kv [j] wg wymogów dyr.97/23/ue temperatura próby [°c] uzyskana wartości kv [j] ocena badanie wg wymagań pn-en iso 15614-1 spoina vwt 27 27 -30 39, 39, 35 pozytywna swc vht 27 -30 184, 94, 84 pozytywna spoina vwt 40 0 65, 84, 76 pozytywna swc vht 40 0 235, 196, 184 pozytywna badanie wg wymagań pn-en 288-9 spoina vwt 27 27 -30 39, 39, 35 pozytywna swc vht 27 -30 184, 94, 84 pozytywna spoina vwt 40 0 65, 84, 76 pozytywna swc vht 40 0 235, 196, 184 pozytywna badanie wg wymagań pn-en 288-9 – naprawa przy pełnym przetopie spoina vwt 40 27 0 98, 76, 91 pozytywna swc vht 40 0 137, 257, 204 pozytywna strony wewnętrznej, natomiast na rysunku 7 – spoinę z poprawką wykonaną z pełnym przetopem. na rysunkach 6–13 przedstawiono mikrostrukturę różnych obszarów złącza spawanego. w strukturze spoiny (rys. 8) występuje ok. 80% ferrytu drobnopłytkowego i 20% ferrytu ziarnistego. taka struktura zapewnia duże własności plastyczne, co potwierdziły badania udarności. struktura strefy wpływu ciepła (rys. 10–12) jest typowa dla stali l415mb. w swc w pobliżu linii wtopienia występuje struktura widmanstattena z drobnymi płytkami ferrytu (rys. 10). obszar normalizowania (rys. 11) ma ziarno drobniejsze, niż materiał rodzimy poza swc (rys. 13). nagrzanie materiału do zakresu temperatur ac1 i ac3 powoduje powstanie obszaru niepełnej normalizacji. na skutek nagrzania dochodzi do austenityzacji perlitu obecnego w strukturze materiału rodzimego, nie wywołuje to jednak pełnej przemiany ferrytu, którego forma pozostaje identyczna jak w materiale rodzimym. podczas chłodzenia austenit (powstały z perlitu) ulega przemianie na drobnoziarnistą mieszaninę ferrys. 3. widok próbek po zginaniu od strony lica (fbb) i od strony grani (rbb) rys. 4. widok przełomu próbki z karbem w swc (temp. -30oc) rys. 5. widok zgładu spoiny z widoczną linią wtopienia, ściegami oraz swc rys. 6. widok zgładu spoiny naprawianej od wewnątrz rys. 7. widok zgładu spoiny naprawianej przy pełnym przetopie rytu i perlitu, w wyniku czego w strukturze tego obszaru występuje ferryt o dwóch wyraźnie zróżnicowanych wielkościach ziarna (rys. 12). na rysunku 13 przedstawiono mikrostrukturę materiału rodzimego stali l415mb; widoczny jest perlit oraz nierównomierne i spłaszczone ziarna ferrytu, co jest dowodem prawidłowo przeprowadzonej obróbki cieplno-plastycznej w procesie wytwarzania stali. charakterystycznym składnikiem strukturalnym występującym w swc jak również w spoinie, w stalach z mikrododatkami, w określonych warunkach chłodzenia są wyspy martenzytyczno-austenityczne m-a. ich wygląd pokazano na rysunku 14. mechanizm ich powstawania opisano w pracach [1–4]. powstają one w stalach o granicy plastyczności powyżej 445 mpa, zawierających nb, v i mo. granica plastyczności stali l415mb wg normy en 10208 powinna się zawierać pomiędzy 415 a 565 mpa, a według atestu materiałowego re materiału podstawowego badanej rury wynosi 489-498mpa. stal ta ma również w swoim składzie wymienione wyżej składniki, czyli niob, wanad i molibden, które sprzyjają powstawaniu wysp m-a. obecność wysp m-a obniża własności plastyczne (udarność). jednak w tym przypadku, z uwagi na bardzo wąską strefę gruboziarnistą z wyspami m-a, ich obecność nie wpłynęła na istotne obniżenie udarności. rys. 8. mikrostruktura spoiny (środek spoiny) rys. 9. mikrostruktura spoiny (w pobliżu linii wtopienia) rys. 10. mikrostruktura gruboziarni stego obszaru swc (ferryt widman nsta ettena) rys. 11. mikrostruktura swc w obszarze normalizacji. (drobne ziarna ferrytu i perlitu) podsumowanie wszystkie przeprowadzone badania nieniszczące i niszczące złącza próbnego dały wyniki pozytywne. otrzymanie takich wyników jest podstawą do wystawienia protokołu uznania technologii spawania wpar wg en 288-9 oraz protokołu kwalifi kowania technologii spawania wpqr według en 15614-1. protokoły te stanowią podstawę do opracowywania instrukcji technologicznych spawania wps. opracowana technologia spawania w warunkach montażowych rurociągów ze stali l415mb metodą łączoną 141/136 pozwoliła na wykorzystanie wszystkich zalet poszczególnych metod spawania. otrzymano metalurgicznie czysty, łatwy do wykonania przetop oraz odpowiednio wytrzymałe wypełnienie i poprawne lico. można zatem przyjąć, że spoiny wykonywane według tej technologii, (z zachowaniem wszystkich rygorów technologicznych określonych w instrukcji wps), są odpowiednio wytrzymałe i zachowują dużą plastyczność nawet w obniżonej temperaturze, pomimo obecności w strukturze swc wysp m-a. uzyskano znaczne skrócenie czasu wykonywania złącza spawanego rury o średnicy 406x12 do 80 min. taki czas wykonania złącza w warunkach montażowych, nie jest możliwy do osiągnięcia podczas spawaniu innymi metodami zapewniającymi małą zawartość wodoru. stosowanie tej metody jest szczególnie przydatne do spawania większych średnic, ale sprawdza się praktycznie od średnic nominalnych powyżej 100 mm i grubości ścianki rury od 8 mm. • • • • rys. 12. mikrostruktura swc, obszar niepełnej normalizacji (niepełnego przekrystalizowania) rys. 13. mikrostruktura materiału rodzimego stali l415mb. widoczne różne wielkości ziaren ferrytu rys. 14. mikrostruktura swc, z widocznym polem wysp m-a (zaznaczonym strzałką) 201109_pspaw.pdf 58 przegląd spawalnictwa 9/2011 johannes wilden jean p. bergmann automatisiertes regenerieren von großen tiefziehwerkzeugen automatyzacja regeneracji dużych narzędzi  do głębokiego tłoczenia prof. dr.-ing. habil. johannes wilden – funktionswerkstoffe und beschichtungen hochschule niederrhein, univ.-prof. dr.-ing. habil. jean p. bergmann – fertigungstechnik technische universität ilmenau, niemcy. streszczenie przeanalizowano problematykę napawania narzędzi do głębokiego tłoczenia. przedstawiono koncepcję zrobotyzowanego mobilnego stanowiska do napawania z systemem analizy obrazu. podano przykład zastosowania opracowanego systemu do napawania plazmowego narzędzi, w tym także w pozycjach przymusowych. abstract the problems of surfacing by welding of deep drawing tools are analyzed in the paper. the concept of a station of surfacing by welding with robot and image analysis system is presented. an example of developed system for plasma surfacing by welding of tools, including the forced positions is shown. einleitung die anforderungen an die unternehmen haben sich in den letzten jahrzehnten stark gewandelt. wo früher noch ein mindestmaß an stabilität und kontinuität herrschte, sind heute dynamik und diskontinuität an der tagesordnung. variantenund typenvielfalt bei geringeren losgrößen fordern eine hohe flexibilität, um zu einer verkürzung des produktlebenszyklus zu gelang en. die zunehmend verschärfte wettbewerbssituation der europäischen länder und insbesondere des standortes deutschland im zuge der fortschreitenden globalisierung führt dazu, dass viele unternehmen sowohl die produktion als auch einen stetig steigenden anteil an entwicklungsarbeiten in sogenannte niedriglohnländer verlagert haben, bzw. verlagern. hieraus resultiert insbesondere für kleine und mittlere unternehmen eine äußerst schwierige marktsituation, in der es im sinne einer stärkung der volkswirtschaft gilt, konkurrenzfähige alternativen zu schaffen. die robotik ist eine schlüsseltechnologie für eine wirtschaftliche, marktorientierte und flexible fertigung. die integration in laufende prozesse von intelligenten, kognitionsorientierten und roboterbasierten systemen könnte zum erschließen von neuen märkten, aber auch zum sichern und ausbauen bestehender märkte führen. robotersysteme werden für den industriellen einsatz in der fertigung zum teil immer noch wie vor zwanzig jahren als „freiprogrammierbare handhabungsautomaten“ verstanden. auf grund der entwicklungen in den assistenzund service-bereichen nimmt die robotik eine herausragende stellung als wachstumstreiber innovativer märkte ein. es besteht jedoch immer noch ein erheblicher bedarf an forschungsarbeiten, bis vielseitig verwendbare serviceroboter für verschiedene alltagsaufgaben einer breiten anwendungspalette zur verfügung stehen. nur durch diese vorgehensweise werden kleinund mittelständig produzierende unternehmen in die lage versetzt, auf marktschwankungen rasch zu reagieren und an den erforderlichen veränderungen aktiv teilzunehmen. ständig steigende ansprüche an produktdesign, komplexität und technische reife bei gleichzeitig immer kürzer werdenden produktlebenszyklen und eine zunehmende variantenvielfalt stellen immer höhere anforderungen an den werkzeugund formenbau. die endkontur von formen und werkzeugen für blechumformung und spritzguss wird auch heute noch per hand hergestellt. hierzu bringt der werkzeugmacher seinen umfangreichen persönlichen erfahrungsschatz ein. nach dem ersten tiefziehvorgang wird das bauteil vermessen und die toleranzen bewertet (z.b. rückfederung am bauteil). aus dem soll/ist-vergleich 59przegląd spawalnictwa 9/2011 werden dann die bereiche des werkzeuges festgelegt, an denen geometrische änderungen erfolgen müssen. die form wird aus der presse gefahren und die markierten bereiche werden dann bei untermaß durch auftragschweißen bearbeitet. die aufzutragende schicht, die in diesem besonderen fall artgleich ist, beträgt in der regel 0,1 bis 0,5 mm. die handhabung der form (bis zu 30 t) gestaltet sich auf grund des hohen gewichtes als sehr schwierig, so dass das auftragen in wannenlage nicht immer möglich ist. das handauftragschweißen erfolgt daher in unterschiedlichen positionen und ist durch eine deutlich höhere dicke und eine ausgeprägt unregelmäßige oberfläche gekennzeichnet. daher werden die bearbeiteten bereiche nach dem auftragschweißen spanend bearbeitet, was mit weiteren kosten und liegezeiten verbunden ist. diese aufwendige verfahrensweise führt sowohl bei der produktion als auch bei der instandsetzung zu einem hohen aufwand und langen durchlaufzeiten. die beim nachbessern und regenerieren von werkzeugen auftretenden schwierigkeiten wurden schon ende der achtziger jahre des letzten jahrhunderts in forschungsvorhaben aufgegriffen, konnten aber bis heute nicht zufriedenstellend gelöst werden. der bisher aussichtsreichste ansatz wurde im rahmen des bmbf-aufrufes „forschung für die produkt ion von morgen“ durchgeführten vorhaben „optorep“ verfolgt, in dem eine automatisierte reparaturzelle für den werkzeugbau entwickelt wurde. auch wenn dieses system bereits von einem hohen automatisierungsgrad gekennzeichnet ist, stellt diese lösung unter den aspekten der manipulation, der kommunikation und der interaktion mit den bedienern keine ganzheitliche vorgehensweise dar. darüber hinaus sind die akzeptanz und die flexibilität der anlage auch auf grund der hohen kosten und der handhabung von großräumigen bauteilen sehr gering. weitere lösungsansätze sind in unterschiedlichen verbunden verfolgt worden, wobei einerseits keine erfolgreiche lösung für den praxisrelevanten einsatz des kognitionsorientierten bearbeitens von verschlissenen werkzeugen erarbeitet worden ist. andererseits zei chnet sich die wahl des roboters bei diesen entwicklungen primär als handhabungssystem, aber nicht als lernfähiges system aus. die robotik zeichnet sich als kostengünstige aber hochwertige schlüsseltechnologie zur lösung von fertigungstechnischen problemen aus. gelingt es kognitionsorientierte robotersysteme mit einer einfachen architektur und einer leistungsfähigen sensorik für kmu bereit zu stellen, dann ergeben sich über das beantragte forschungsgebiet hinaus neuartige marktfelder, welche die nachhaltigkeit der entwicklung sicherstellen. die entwicklung eines serviceroboters zur automatisierung der werkzeuginstandsetzung erfordert neben der zusammenführung von teilund einzellösungen auch die weiterentwicklung der derzeitigen methoden und verfahren. der aktuelle stand der technik belegt die grundsätzliche eignung verschiedener technologien um detailprobleme in der prozesskette zu lösen. im rahmen der arbeit galt es, die weiterhin bestehenden defizite – kein durchgängiges konzept zum aufbau eines universellen, intelligenten servicesystems basierend auf robotertechnologie (architektur und systemdesign) – keine hocheffiziente und flexible, prozesssichere, industriell in kmu umsetzbare fertigungsprozesstechnik (integration, anwendungsbezogene fortschrittevaluierung) – keine kostengünstige lösung zur anpassung leistungsfähiger sensorik an roboter, die es ermöglicht, dynamisch einfluss auf den auftragschweißprozess zu nehmen abzubauen und die robotik für eine branchenund produktübergreifende umsetzung in kmu weiter zu entwickeln, sowie als system verfügbar zu machen. nur so kann die internationale wettbewerbsfähigkeit gestärkt und ressourcenschonende produktionsformen eingeführt werden. stand der technik ständig steigende ansprüche an produktdesign, komplexität und technische reife bei gleichzeitig immer kürzer werdenden produktlebenszyklen und eine zunehmende variantenvielfalt stellen höhere anforderungen an den werkzeugund formenbau. die endkontur von formen und werkzeugen für blechumform ung und spritzguss wird auch heute immer noch per hand hergestellt. hierzu bringt der werkzeugmacher seinen umfangreichen persönlichen erfahrungsschatz ein (abbildung 1). die herstellungskette eines umformwerkzeuges kann sehr langwierig und daher sehr kostenintensiv sein. nach dem ersten tiefziehvorgang wird das bauteil vermessen und die toleranzen bewertet. aus dem soll/ist-vergleich am bauteil werden dann die berei che des werkzeuges festgelegt, an denen geometrische änderungen erfolgen müssen. die form wird aus der presse gefahren und die markierten bereiche werd en dann bei untermaß durch auftragschweißen bearbeitet. abb. 1. beispiel für das vorgehen des manuellen auftragschweißens an einer formfläche ([1]). rys. 1. przykład ręcznego napawania powierzchni formy [1] 60 przegląd spawalnictwa 9/2011 die aufzutragende schicht, die in diesem besonderen fall artgleich ist, beträgt in der regel 0,1 bis 0,5 mm. die handhabung der form (bis zu 30 t) gestaltet sich auf grund des hohen gewichtes als sehr schwierig, so dass das auftragen in wannenlage nicht immer möglich ist. das handauftragschweißen erfolgt in der praxis in unterschiedlichen positionen und ist durch eine stärkere dicke der schicht und eine ausgeprägt unregelmäßige oberfläche gekennzeichnet. die bearbeiteten bereiche müssen nach dem auftragschweißen spanend bearbeitet werden, was mit weiteren kosten und liegezeiten verbunden ist. diese vorgehensweise führt sowohl bei der produktion als auch bei der instandsetzung zu einem hohen aufwand und langen durchlaufzeiten (abbildung 2). grundlage für eine weiterentwicklung, die auf einen kognitionsorientierten, modularen und autonomen ser vice-roboter zur vor-ort-instandsetzung von tiefzieh und spritzgusswerkzeugen abzieht, ist die enge verknüpfung von robotik mit sensorik zum autonomen erfassen der arbeitsumgebung und der aktuellen werkzeuggeometrie, zur kognitionsorientierten festlegung von instandsetzungsstrategien. darüber hinaus spielen die prozesstechnik zur instandsetzung und deren integration in die anwendung eine hervorgehobene stellung. ansatz und vorgehensweise abbildung 3 verdeutlicht die komplexität der thematik sowie die vernetzung der einzelnen arbeitspakete. abb. 2. heutiges vorgehen bei dem bearbeiten von werkzeugen rys. 2. przebieg operacji wytwarzania narzędzi do tłoczenia zur entwicklung eines kognitionsorientierten, mobilen und autonomen service-roboters zur vor ort instandsetzung ist die ganzheitliche betrachtung der bauteilanforderungen und der prozessanforderungen unabdingbar. der einsatz der robotik als handhabungssystem in der industriellen fertigung ist bereits in den letzten jahren erfolgt. hier werden dem roboter durch teach -in verfahren oder offline programmierung die wesentlichen aufgaben implementiert. diese vorgehensweise ist für einen einsatz im werkzeugbau jedoch ungeeignet, da die zu bearbeitenden bereiche zuerst durch erfahrenes personal erkannt und detektiert werd en müssen und komplizierte konturen durch teach-in einprogrammiert werden müssen, um dann auftraggeschweißt zu werden. aus diesem grund werden derartige aufgaben heutzutage noch manuell durchgeführt, was zu hohen maschinenstillstandzeiten führt. der einsatz einer intelligenten und kognitionsorientierter robotik bietet einen viel versprechenden ansatz, um aufgaben auch in wechselnden umgebungen automatisiert durchführen zu können. die zu reparierenden oder modifizierenden bereiche bei tiefziehwerkzeugen können bis zu mehrer en metern lang sein, wobei die höhe im bereich 0,1 bis 1 mm sein kann. die geringe notwendige dicke stellt hohe genauigkeitsanforderungen einerseits an die vermessung und andererseits an die exakte positionierung im raum des roboters sowohl beim vermessen als auch beim ausführen. aktuelle knickarm industrierobotersysteme für die schweißtechnik können diesen anforderungen nur teils gerecht werden, da die genauigkeit zwischen 0,1 und 0,5 mm liegt, so dass die entwicklung einerseits eines sensorintegrierten methodik zum hochpräzisen bestimmen der robot erposition und andererseits eine hochdynamische erfassung der formgeometrie notwendig sind. das system wird in der lage sein, durch eine angepasste und leistungsfähige sensorik und regelung, einen soll/ist-abgleich am eingebauten werkzeug durchzuführen, die verschlissenen stellen zu erkennen und durch auftragschweißen auszubessern. eine grundproblematik der robotik für die dargestellte anwendung liegt darin begründet, dass die hohe dynamik von derzeitigen robotern zu lageabweichung en bei der bewegung führt. die sich daraus ergebend en ungenauigkeiten in summe sind vergleichbar mit den abmessungen der zu beschichtenden bereiche. somit können die durch die am roboter angebrachten messsysteme ermittelten ergebnisse keine ausreichende information liefern. um hier abhilfe zu schaffen, wird im roboter eine antriebsunabhängige messsensorik integriert, die in einem regelkreis in echtzeit die position des roboters ermittelt und korrekturen vornimmt (dynamische umgebungserfassung). tiefziehund spritzgießwerkzeuge verfügen über feste referenzpunkte, die vom roboter für die referenzierung bei wechselnder aufgabe wahrgenommen werden können. dadurch wird es abb. 3. arbeitspakete bei der entwicklung eines kognitionsorientierten, mobilen und autonomen service-roboters rys. 3. pakiet zadań przy opracowywaniu mobilnego, automatycznego, współrzędnościowego robota do prac naprawczych 61przegląd spawalnictwa 9/2011 möglich sein, den roboter als mobiles messund bearbeitungssystem einzusetzen und aufgaben vor ort, wie zum beispiel direkt im presswerk) durchzuführen. das vermessen erfolgt durch streifenprojektion. diese methode erlaubt es, großräumige bauteile 3-d mit hoher genauigkeit mit einer einzelnen aufnahme zu erfassen (abbildung 4). ein projektor projiziert streifen auf das zu untersuchende objekt und eine kamera zeichnet das gestreute licht unter einem triangulationswinkel auf. übliche streifenprojektionssysteme haben geneigte optische achsen von kamera und projektor – verbunden mit einem räumlich stark abgegrenzten messfeld entfernt vom messsystem und abschattungen bei höheren objektgradienten [3]. neueste entwicklungen zum aufbau eines kompakt en 3-d systems, basierend auf streifenprojektion sind in [2] und [3] dargestellt. das alleinstellungsmerkmal dieses systems liegt darin begründet, dass die optischen achsen parallel zueinander montiert sind, was zu planparallelen projektionsund aufnahme-ebenen führt (abbildung 5). der abstand der optischen achsen ist vergleichbar mit dem menschlichen augenabstand, wodurch auch objekte mit hohen gradienten wie z.b. die innenseite großer rohre, mit geringen abschattungen messbar werden. der öffnungswinkel von projektor und kamera wurde auf mehr als 90° maximiert. des weiteren konnte der schärfentiefe-bereich so maximiert werden, dass von ca. 30÷40 cm bis unendlich gearbeitet werden kann. durch überlappung verschiedener aufnahmen können auch komplizierte konturen wiedergeben werden. das entwickelte system wird dann durch patchworking die gesamtform des werkzeuges nachstellen. die informationen aus der sensorik, aus der mess ung und zu dem auftragschweißen werden von einem lernfähigen system bearbeitet (abbildung 7). durch den soll-/ist-abgleich und eine spezifische handlungs logik wird der roboter in die lage versetzt eigenständig die strategie zur prozessführung beim auftragschweißen festzulegen. dieser zustand wird aus einer lernphase entstehen, bei dem evolutionär die vom roboter ausgewählten strategien durch erfahrenes bedienpersonal überprüft und ggf. korrigiert werden. als auftragschweißverfahren kommen heutzutage im verschleißschutz wärmearme verfahren wie das plasma-, laserauftragschweißen oder neuartige lichtbogenauftragschweißverfahren mit innovativen stromquellen zum einsatz. insbesondere das plasma-pulver-auftragschweißen erscheint für die gegebene aufgabenstellung, auf grund der metallurgischen randbedingungen, besonders geeignet. hierfür gilt es, das prozessfeld zum endkonturnahen automatisierten freiformflächenbeschichten zu parametrisieren. darüber hinaus stellt aus schweißtechnischer sicht die auslegung des prozesses unter berücksichtigung der bearbeitungsposition eine schlüsselfunktion dar. erste grundlegende simulationsstudien belegen, dass das beherrschen der schmelze beim bearbeiten in zwangslagen, zum beispiel in steigender oder abb. 4. schematische darstellung des messvorganges (quelle: icom automation gmbh) rys. 4. schemat przebiegu pomiaru napoin (źródło: icom automation gmbh) abb. 5. links gewöhnliche streifenprojektionssysteme: begrenztes messfeld auf abstand; abschattungen und rechtsparallele optische achsen bei kleinem basisabstand ([2]) rys. 5. typowe systemy optyczne: ograniczony obszar pomiarowy (z lewej), równoległe osie optyczne przy małych odstępach bazowych (z prawej) [2] abb. 6. patchen mehrerer aufnahme bei komplizierten bauteilkonturen (quelle: icom automation gmbh). rys. 6. analiza nałożonych wielu obrazów przy skomplikowanych powierzchniach elementu (źródło: icom automation gmbh) abb. 7. schematische prinzipdarstellung rys. 7. schemat funkcjonowania systemu 62 przegląd spawalnictwa 9/2011 abb. 8. simulationsrechnungen zum auftragschweißen rys. 8. symulacje obliczeniowe napawania fallender position, erfolgreich durchgeführt werden kann. abbildung 8 veranschaulicht beispielsweise den unterschied bei der schichtbildung zwischen der wannenlage und dem auftragschweißen in steigender anordnung. durch einen geringen wärmeeintrag kann das schmelzbadvolumen reduziert werden und somit ein fliessen der schmelze in richtung der erdanziehungskraft vermieden werden. eine überprüfung und abgleichung der simulation mit den experimentellen ergebnissen veranschaulicht 9 auch die bewegungsstrategie, die von dem erfahrungsbasierten system entwickelt werden muss spielt eine hervorgehoben rolle auf die schichtbildung. so ist eine mäanderförmige bewegung vorzuziehen, um fehlerfrei schichten herzustellen (abbildung 10). für das auftragschweißen in zwangslagen erfolgt eine strömungsmechanische auslegung des brennersystems, die den veränderten prozessbedingungen rechnung trägt. für eine eventuelle nachbearbeitung ist es geplant, ein kleinvolumiges schleifgerät am endeffektor zu positionieren. der abzutragende bereich kann mittels der optischen messtechnik (streifenmethode) ermittelt werden und vergleichbar zum auftragschweißen kann das abzutragende volumen ermittelt und definiert werden. abb. 9. experimentelle untersuchungen rys. 9. badania eksperymentalne abb. 10. einfluss der bewegung auf die schichtgüte rys. 10. wpływ ruchów zakosowych na jakość warstwy abb. 11. pta-auftragschweißen in zwangslagen rys. 11. napawanie plazmowe w pozycjach przymusowych zusammenfassung das regenerieren von tiefziehund spritzgus werkzeugen, welches heutzutage üblicherweise händisch durchgeführt wird, stellt vielfältige anforderungen an die technologie und ist sehr zeitaufwändig. automatisierte lösungen, die mobil an unterschiedlichen werkzeuggeometrien eingesetzt werden können, sind bisher nicht verfügbar, da keine geeignete messtechnik, handlingsysteme, programmerzeugung und auftragschweißtechnologie verfügbar ist. im rahmen des projektes komorob wurden strategien entwickelt, um verschlissene werkzeuge automatisiert mit hoher genauigkeit zu vermessen und anhand von vorliegenden cad daten ein fehlermodell zu erstellen. durch die erarbeitung eines sensornetzwerkes in kombination mit einem streifenprojektionsmesssystems kann der absolutpositionsfehler des verwendeten roboters analysiert werden, wodurch die vermessung eines großvolumigen werkzeuges mit hoher genauigkeit ermöglicht wurde. mittels konventioneller automatisierter auftragschweißverfahren lassen sich großvolumige werkzeuge üblicherweise nur in wannenlage regenerieren. daher stellte die weiterentwicklung der pta-auftragschweißtechnologie zum regenerieren von flächen in zwangslagen einen weiteren arbeitsschritt im rahmen des projektes dar. hierzu galt es, die anlagentechnik entsprechend der bedingungen zu überarbeiten und geeignete technologien zum pta-auftragschweißen zu entwickeln. anhand der entwickelten technologie wurde ein mathematisches modell aufgestellt, anhand dessen für unterschiedliche 63przegląd spawalnictwa 9/2011 schrifttum [1] drews, p.; köhler, g.: reparatur und herstellung von technischen oberflächen an werkzeugen und maschinenbauteilen. shaker verlag, aachen, (2003) [2] bothe, t., gesierich, a., von kopylow, c., jüptner, w.: 3-dkamera ein miniaturisiertes streifenprojektionssystem, infobörse mikrosystemtechnik, heft 43, (2003) [3] bothe, t., li, w., kopylow, c., jüptner, w.: high resolution 3d shape measurement on specular surfaces by fringe reflection, proc. spie int. soc. opt. eng. 5457, (2004), 411-422 bedingungen optimierte schweißparameter bestimmt werden können. ausgehend von den erstellten fehlermodellen des werkzeuges erfolgte die automatisierte programmerstellung zur regeneration des werkzeuges. hierbei werden neben der schweißbahn auch jeweils optimierte schweißparameter an die robotersteuerung, bzw. die schweißstromquelle übergeben. die aufgebaute mobile bearbeitungsstation beinhaltet alle komponenten, welche zum automatisierten regenerieren notwendig sind. es beinhaltet eine kamera zum messen des bauteils, einen schweißbrenner, einen schleifer zur endbearbeitung sowie pc-hardware mit der notwendigen software zur exakten positionsbestimmung des endeffektors, der erstellung des fehlermodells und der programmerzeugung. anhand einer umfassenden evaluierung wurde die funktionsweise der einzelkomponenten sowie des gesamten ablaufs an unterschiedlichen werkzeugen erfolgreich getestet. danksagung das vorhaben ist im themenfeld „servicerobotik“ angesiedelt und aus mitteln des bundesministerium für bildung und forschung (bmbf) im rahmen von „produktion für morgen“ finanziert und vom projektträger forschungszentrum karlsruhe betreut. für die unterstützung sei gedankt. mitglieder des konsortiums sind die firmen reis robotics (obernburg), durum gmbh (willich), icom automation gmbh, aos gmbh (dresden), rui barradas schweißtechnik (dortmund), bräuer schweißtechnik gmbh (kirchhunden), schwarz werkzeugbau gmbh, bias gmbh (bremen), das fachgebiet fertigungstechnik der technischen universität ilmenau und der lehstuhl für regelungssystemtechnik der universität dortmund. 201105_pspaw 13przegląd spawalnictwa 5/2011 jan stabryła krzysztof dutka jakość złączy spawanych a bezpieczeństwo eksploatacji obiektów ciśnieniowych quality of welded joints and safety  of pressure vessels dr inż. jan stabryła, dr inż. krzysztof dutka – uniwersytet warmińsko-mazurski w olsztynie. streszczenie w artykule omówiono zależność pomiędzy awariami stalowych konstrukcji ciśnieniowych a jakością złączy spawanych. przedstawiono podstawowe nieprawidłowości zaobserwowane w procesach wytwarzania złączy spawanych. przeprowadzono badania złącza wykonanego podczas remontu związanego z wymianą opłomek w kotle parowym sr-25. zniszczone złącze poddano badaniom laboratoryjnym w celu określenia wpływu jakości złącza na awarię kotła. badania laboratoryjne wykazał liczne nieprawidłowości w technologii naprawy i przestrzegania procedur spawania. abstract the paper presents a dependence between breakdown of a steel pressure constructions and a quality of welded joints. the basic incorrectness observed in the welding technology are specified. examination of welds performed in the repair and replacement of water tubes in the steam boiler sr-25 are performed. destroyed welded joint was laboratory tested to receive an answer to the question if a quality of weld had played any role in breakdown of a boiler. examinations highlighted various shortcomings both in the technology of repair and compliance with procedure of welding. wstęp bezpieczeństwo eksploatacji urządzeń ciśnieniowych wykorzystywanych w energetyce zależy od wielu czynników. spośród wszystkich urządzeń przetwarzających energię największe zagrożenie stwarzają kotły i rurociągi parowe. do najistotniejszych czynników decydujących o bezpieczeństwie eksploatacji kotłów należy prawidłowe wyposażenie w osprzęt zabezpieczający przed nadmiernym wzrostem temperatury i ciśnienia, jak również okresowe kontrole oraz kwalifikacje i odpowiedzialność obsługi. o ile te czynniki w dużych firmach energetycznych są dość ściśle przestrzegane, o tyle w małych i średnich przedsiębiorstwach produkujących gorącą wodę lub parę do celów technologicznych można stwierdzić wiele nieprawidłowości. nie mniej istotnym czynnikiem decydującym o bezpieczeństwie eksploatacji jest jakość konstrukcji. w przypadku kotłów ciśnieniowych o jakości konstrukcji decyduje dobór materiałów konstrukcyjnych i technologii wykonania. w produkcji zbiorników ciśnieniowych i rurociągów przesyłowych techniką łączenia jest spawanie, a o trwałości i niezawodności eksploatacyjnej konstrukcji decyduje jakość wykonanych złączy [1÷4]. w różnych dziedzinach wytwarzania podejście do jakości jest zróżnicowane [2, 5]. wytwarzanie i naprawa urządzeń ciśnieniowych podlega przepisom urzędu dozoru technicznego (wudt/uc/2003) [7] oraz dyrektywie 97/23/we urządzenia ciśnieniowe i ich zespoły [8]. w firmach wytwarzających i remontujących spawane konstrukcje stalowe produkcja spawalnicza realizowana jest często w oparciu o uproszczoną dokumentację konstrukcyjną prowadzoną bez nadzoru technicznego [6, 9, 10]. również gospodarka materiałami podstawowymi i dodatkowymi, w tym: suszenie elektrod (metoda 111), przygotowanie i dopasowanie brzegów złączy nie zawsze realizowane jest zgodnie z wytycznymi producentów. w firmach nierzadko brak jest technologów z zakresu spawalnictwa, a proces spawania realizowany jest według uznania spawacza, ustnych wskazówek brygadzisty lub mistrza – bez instrukcji wps. stwierdzono przypadki uzupełniania zbyt dużych odstępów pomiędzy łączonymi elementami za pomocą „wkładek” z pasków blachy lub prętów, a także przypadki, kiedy stale o podwyższonej 14 przegląd spawalnictwa 5/2011 wytrzymałości, np. 18g2a, o grubości elementów przekraczających 30 mm, spawane były bez wstępnego podgrzewania [10, 11]. do częstych nieprawidłowości należy również stosowanie materiałów bez atestu i bez sprawdzenia na rozwarstwienie. brak wdrożenia systemu jakości wg normy pn-en iso 3834 oraz nieprzestrzeganie procedur wytwarzania i modernizacji konstrukcji spawanych zgodnie z przepisami dozoru skutkuje awariami złączy spawanych o różnej skali – od czasowego wyłączenia kotła z eksploatacji po wybuch. opracowanie [12] dzieli uszkodzenia walczaka kotła na dwie grupy uszkodzeń: technologiczne/konstrukcyjne i eksploatacyjne. uszkodzenia powstałe podczas eksploatacji mogą wynikać z nieodpowiedniej obsługi i wad materiałowych oraz niezgodności spawalniczych złączy wytworzonych w produkcji lub naprawie. wadliwe złącza, mimo że zawierają niezgodności spawalnicze, mogą być eksploatowane przez długi czas bazawaryjnie. przykładem jest ujawnione w badaniach radiograficznych złącze rozgałęzienia rurociągu pary technologicznej pracujące bezawaryjnie przy ciśnieniu 2,5 mpa przez okres 30 lat (rys. 1). wycięty fragment rozgałęzienia poddany badaniom vt i pt wykazał brak przetopu w grani, jak również siatkę powierzchniowych pęknięć zmęczeniowych materiału rur. warto podkreślić, że jeżeli nieciągłość materiału nie ulega gwałtownemu powiększeniu, to mimo jej wielkości przekraczającej wymagany przepisami poziom, złącze może być eksploatowane przez długi okres. taka sytuacja wymaga jednak stabilnej pracy obiektu i monitorowania. przy wystąpieniu znacznego wzrostu temperatury lub ciśnienia – nieciągłości i karby mogą ulec gwałtownemu powiększeniu [5]. ze względu na podatność do powiększania się niezgodności spawalniczych podczas pracy konstrukcji, można wyróżnić dwie kategorie niezgodności: przestrzenne – nietworzące karbu, ale zmniejszające przekrój użyteczny i płaskie, liniowe – tworzące karby. złącza spawane wykonywane podczas wytwarzania i remontu urządzeń ciśnieniowych muszą być kontrolowane metodami nieniszczącymi [6, 13÷15]. również procesy degradacji materiałów i spoin zachodzące podczas eksploatacji wymagają okresowego monitorowania w zakresie powstawania i rozwoju niezgodności spawalniczych. kontrola prac spawalniczych zarówno w trakcie, jak i po ich zakończeniu jest obowiązkiem służb nadzoru spawalniczego producenta urządzeń ciśnieniowych lub firmy remontowej. wyeliminowanie groźnych niezgodności spawalniczych tworzących karby – zwłaszcza liniowych i płaskich typu przyklejenia, pęknięcia i braki przetopu, zabezpiecza w dużej mierze obiekt przed groźną awarią [5]. dla bezpieczeństwa wymagane jest zagwarantowanie prawidłowości konstrukcji i eksploatacji. uszkodzenia kotłów zakwalifikowane w pracy [12] jako technologiczne są spowodowane rozwarstwieniem materiału ścianek oraz pęknięciem płaszcza przy spoinach króćców i wsporników. uszkodzenia eksploatacyjne związane są najczęściej z przegrzaniem płomienicy, szokiem termicznym, gwałtownym rozprężeniem przestrzeni wodno-parowej, korozją i zmęczeniem. w przypadku spadku poziomu wody dochodzi do przegrzania płomienicy, płomieniówek lub opłomek. elementy kotła ulegają wówczas przegrzaniu i uplastycznieniu. dłuższe działanie wysokiej temperatury powoduje obniżenie re i rm, a co za tym idzie, odkształcenia i niekiedy utratę szczelności ścianek. w takim przypadku najbezpieczniejszym rozwiązaniem jest wygaszenie paleniska i wolne schładzanie kotła. jeżeli przegrzany kocioł nie zostanie wolno schłodzony, a do przestrzeni pomiędzy walczakiem i płomienicą zostanie wprowadzona woda, następuje jej gwałtowne odparowanie. nagły wzrost ciśnienia i fala uderzeniowa rozrywają przegrzaną i uplastycznioną ściankę płomienicy, płomieniówki lub opłomki. przegrzaniu ścianki płomienicy może również sprzyjać powstanie grubej warstwy kamienia kotłowego przy stosowaniu nieuzdatnionej wody. najgroźniejszym przypadkiem awarii jest wybuch kotła. siła wybuchu zależy od objętości przestrzeni wodno-parowej. woda, która znajduje się w kotle, ma wysoką temperaturę i ciśnienie. przy nagłym wypływie do atmosfery gwałtownie paruje i zwiększa swą objętość. powstaje fala uderzeniowa w postaci wybuchu, który może nie tylko zniszczyć kocioł, ale również budynek kotłowni i zagrozić ludziom [4, 16]. awaria kotła w każdym przypadku wymaga przeprowadzenia badań w celu wyjaśnienia przyczyn wystąpienia uszkodzenia. jest to istotne ze względu na możliwość wykorzystania wniosków do podjęcia działań zapobiegawczych w innych podobnych obiektach. rys. 1. fragment rurociągu parowego. widok od strony grani. brak dopasowania, brak przetopu, siatka pęknięć ujawnionych w badaniach pt wywołanych zmęczeniem termicznym fig. 1. fragment of a steam pipeline. view from the root side. lack of fit, lack of fusion, net of cracks obtained in the heat-induced fatigue using pt testing method 15przegląd spawalnictwa 5/2011 zakres badań celem badań było określenie wpływu jakości spoiny naprawczej na wybuch kotła sr-25. schemat kotła będącego przedmiotem badania przedstawiono na rysunku 2. kocioł sr-25 jest konstrukcją pionową z płaszczem stalowym, wewnątrz którego znajduje się wbudowana płomienica o ściankach falistych. płomienica ogrzewana jest przez spaliny wytwarzane na palenisku umieszczonym w jej dolnej części. wewnątrz płomienicy znajdują się promieniście ułożone pionowe opłomki. końcówki rur opłomkowych są połączone z zewnętrzną ścianą płomienicy spoinami obwodowymi. przestrzeń pomiędzy płomienicą a płaszczem oraz wnętrze całej wysokości rur opłomkowych wypełnia woda, która po przegrzaniu zamienia się w parę. para jest odbierana z górnej części przestrzeni roboczej kotła. według dokumentacji kotła ciśnienie robocze wynosi 1,0 mpa. płomienica wykonana jest ze stali st36k (g = 14 mm), a dennica płaszcza ze stali st44k (g = 14 mm). kocioł typu sr-25 po trzynastoletniej eksploatacji w zakładzie przetwórstwa spożywczego wymagał wymiany opłomek usytuowanych wewnątrz płomienicy. taka naprawa była związana z ich wycięciem, wymianą i pospawaniem złączami obwodowymi od strony przestrzeni wodno-parowej. ze względu na brak dostępu do końców opłomek, płaszcz kotła został rozcięty obwodowo poniżej dolnego poziomu opłomek. ponadto wycięto palnikiem gazowym złącze pomiędzy górną dennicą a płomienicą. część górna odciętego płaszcza z dennicą została uniesiona. po wymianie opłomek opuszczono płaszcz i obrócono o 200 mm w celu uniknięcia skrzyżowania spoin na złączu obwodowym pomiędzy jego górną i dolną częścią. zarówno złącze na płaszczu, jak i pomiędzy płomienicą i dennicą wykonano metodą spawania łukowego elektrodą otuloną eb146. ze względu na niewielką owalizację, płaszcz po obróceniu o 200 mm nie mógł być dokładnie dopasowany. wykonane złącze miało przesuniętą ściankę. spoinę płaszcza poddano badaniom ultradźwiękowym, na podstawie których dokonano odbioru prac spawalniczych i dopuszczono kocioł do eksploatacji. kątowego złącza pomiędzy dennicą, a płomienicą nie badano. prace przeprowadziła firma remontowa bez opracowania i zatwierdzenia dokumentacji technologii naprawy, jedynie w oparciu o ogólne technologie zakładowe. prace spawalnicze wykonał spawacz bez aktualnych uprawnień. zregenerowany kocioł pracował dalsze 7 lat. w wyniku wybuchu zniszczeniu uległ kocioł i hala kotłowni. zerwany został strop, dach i część walcowa komina ceglanego. wygląd zniszczeń po wybuchu przedstawiono na rysunku 3. podczas wstępnych oględzin stwierdzono: odchylenie kotła od pionu o ok. 7o, brak czopucha stalowego i zniszczenie złącza spawanego obwodowego (1 – rys. 2) pomiędzy dennicą a płomienicą. górna część osłony izolacyjnej została zdemontowana. na rysunku 4 przedstawiono widok uszkodzonego kotła od góry. o sile wybuchu świadczy fakt, że płomienica o grubości ścianki 14 mm przyjęła kształt cyfry 8. wewnątrz odkształconej na całej wysokości płomienicy zaciśnięte zostały opłomki. z uszkodzonego kotła pobrano fragment obejmujący zarówno zniszczone, jak i nieuszkodzony odcinek złącza. wygląd złącza na końcu pęknięcia przedstawiono na rysunku 5. do badań laboratoryjnych pobrano 3 fragmenty: a – złącze w przekroju uszkodzonym, b – złącze w przekroju nieuszkodzonym, c – fragment ścianki płomienicy o wymiarach 200 x 300 mm. badania laboratoryjne obejmowały: – badania wizualne vt wg pn-en 970, – pomiary rozkładu twardości w złączu spawanym hv wg pn-en 1043-1, – pomiary wytrzymałości materiału płomienicy rm wg pn-en 10002-1+ac1, – badania makroskopowe ma i mikroskopowe mi złącza wg pn-en 1321. rys. 2. schemat kotła sr-25; 1, 2 – spoiny naprawcze, 3 – opłomki, 4 – płaszcz, 5 – płomienica fig. 2. schematic of the sr-25 boiler; 1, 2 – welds; 3 – water pipes; 4 –coat; 5 – flue tube rys. 3. kocioł sr-25 po wybuchu. widok zniszczonego kotła (z lewej) i budynku kotłowni fig. 3. sr-25 boiler after the explosion. view of the damaged boiler (left) and the boiler house 16 przegląd spawalnictwa 5/2011 badania wizualne badania wizualne objęły ocenę jakości całego złącza na kotle oraz pobranego fragmentu. przełom spowodowany wybuchem rozerwał złącze na 2/3 obwodu, odrywając ściankę płomienicy (rys. 4). pozostały 2 odcinki po ok. 300 mm spoiny, które nie zostały zniszczone i posłużyły do oceny jakości złącza. ścianki płomienicy od strony wodnej pokryte są wżerami korozyjnymi i cienką warstwą kamienia kotłowego. na końcu uszkodzonego złącza znajduje się rozwarstwiony i oderwany fragment ścianki płomienicy. obserwując przełom stwierdzono, że na uszkodzonych odcinkach złącza występuje ciągły brak przetopu od strony grani (niezgodność 402 wg pn-en iso 6520-1). czynny jasny przełom spoiny ma zmienną grubość na obwodzie wynoszącą 3÷7 mm, co stanowi 22÷50% nominalnej grubości złącza. przełom zawiera duże wtrącenia żużlowe (3012). na pobranym do badań fragmencie złącza (rys. 5 i 6) widoczne są niezgodności typu: wklęśnięcie lica (511), podtopienie lica (5011), brak przetopu w grani (402) i wycieki grani (5041). złącze nie spełnia wymogów poziomu jakości pja b – wg pn-en iso 5817 wymaganego w urządzeniach ciśnieniowych. twardość twardość hv10 zmierzono przy użyciu twardościomierza hpo 250 na przekroju poprzecznym odcinka b. miejsca pomiaru lokalizowano w materiale rodzimym (mr) dennicy i płomienicy, strefie wpływu ciepła (swc) oraz w spoinie, na głębokości do 2 mm pod powierzchnią lica. wyniki badań zestawiono w tablicy i. najniższą twardość wykazuje materiał płomienicy – stal st36k. materiał dennicy jest średnio o 9 hv twardszy, co jest zrozumiałe, gdyż do jej wytworzenia użyto stali st44k. strefy wpływu ciepła po obu stronach spoiny mają twardość porównywalną do materiałów rodzimych. najwyższą twardość ma materiał spoiny – średnio 196 hv. różnica wynosi 30÷40 hv, co mieści się w granicach dopuszczalnej wartości różnicy twardości elementów złącza wynoszącej 100 hv. maksymalna dopuszczalna twardość jest wyższa i wynosi 350 hv. tablica i. twardość hv10 złącza table i. results of hv10 hardness testing of the joint miejsce pomiaru numer pomiaru hv1 hv2 hv3 hv śr mr dennicy 160 168 161 163 mr płomienicy 151 154 157 154 swc dennicy 165 165 168 166 spoina 195 196 197 196 swc płomienicy 149 155 155 157 wytrzymałość mechaniczna badaniom wytrzymałościowym poddano materiał płomienicy (próbkę c) jako elementu najbardziej narażonego na przegrzanie, a zatem na utratę właściwości wytrzymałościowych. próbę rozciągania materiału płomienicy przeprowadzono na próbkach płaskich 5-krotnych o przekroju 16 x 14 mm. dwie próbki poddano próbie statycznego rozciągania na maszynie wytrzymałościowej zdte-30. wyniki zamieszczone w tablicy ii porównano z wymaganiami normy materiałowej dla stali st36k, z której została wykonana płomienica. tablica ii. wytrzymałość materiału płomienicy table ii. the results of flue tube material strength badany materiał re, mpa rm, mpa a5, % st36k wg pn-75/h-2123 min. 225 355 470 min. 20 fragment c – próbka 1 368 435 22,0 fragment c – próbka 2 372 440 22,5 rys. 4. widok od góry na częściowo rozerwane złącze i zgniecioną wybuchem płomienicę. miejsce pobrania materiału do badań laboratoryjnych fig. 4. view from the top of a partially broken joint and crumpled flue tube. material sampling place for laboratory testing rys. 5. fragment złącza pobranego do badań. widok końca uszkodzenia od strony grani fig. 5. sample of the joints taken for testing. view of damage from the end of the root of weld rys. 6. uszkodzone złącze. na przełomie u dołu widoczny brak przetopu – ślady po szlifowaniu brzegów płomienicy przed spawaniem, w spoinie pojedyncze wtrącenia żużla fig. 6. damaged joint. bottom in the fracture lack of fusion – visible traces of grinding of the flue tube edges before welding, single slag inclusions in the weld ↑ 17przegląd spawalnictwa 5/2011 badania makroskopowe i mikroskopowe z fragmentów a i b wykonano próbki makroskopowe do oceny budowy złącza w miejscu zniszczenia spoiny i w miejscu nieuszkodzonym. zgłady trawiono odczynnikiem adlera. na rysunku 7 przedstawiono złącze pęknięte całkowicie (1012) w miejscu połączenia spoiny z dennicą. lico spoiny jest niewypełnione (511), materiał dennicy podtopiony (5011), a pomiędzy spoiną i płomienicą widoczna jest warstwa żużla. złącze przedstawione na rysunku 8 ma podobną budowę, chociaż nie uległo dekohezji. uwagę zwracają ostre karby pomiędzy spoiną a łączonymi materiałami podstawowymi. analiza makroskopowa ujawniła warstwę napawanego materiału na płomienicy. w dolnej części napoiny znajduje się ciemne wtrącenie żużla (3012). lico spoiny jest niewypełnione (511), brzeg dennicy z lewej strony podtopiony (5011), a grań spoiny jest przyklejona do napoiny na płomienicy (4013). przy powiększeniu, oprócz niezgodności pochodzenia spawalniczego, zaobserwowano pionową linię ścinania adiabatycznego (rys. 9). zjawisko to jest charakterystyczne dla materiałów odkształcanych z dużą prędkością (wybuchowo). badania mikrostruktury złącza wykonano przy użyciu mikroskopu metalograficznego olympus z cyfrowym zapisem obrazu. badano strukturę materiału dennicy, spoiny i materiału płomienicy. stwierdzono, że mikrostruktura płomienicy różni się od mikrostruktury dennicy kształtem ziaren. materiał dennicy posiada strukturę ferrytyczno-perlityczną, podobnie jak materiał płomienicy (rys. 10, 11). różnica polega na tym, że ferryt materiału dennicy ma ziarna drobne o układzie włóknistym, a materiał dennicy strukturę gruboziarnistego ferrytu o różnej orientacji. struktury przedstawione na rysunkach 12 i 13 mają układ dendrytyczny wynikający z procesu krzepnięcia spoin. dendryty lica spoiny są znacznie większe ze względu na wolniejsze odprowadzanie ciepła do poprzednich ściegów niż w przypadku napoiny, gdzie gruba ścianka płomienicy, odbierając ciepło, przyśpieszyła krystalizację. rys. 7. przekrój makroskopowy złącza w miejscu uszkodzonym (próbka a). widoczne pęknięcie spoiny fig. 7. macroscopic cross section of the joint in the place of damage (sample a). visible fracture of the weld rys. 8. przekrój makroskopowy złącza w miejscu nieuszkodzonym (próbka b). widoczna budowa złącza. fig. 8. macroscopic cross section of the joint in the undamaged place (sample b). the visible structure of the joint. rys. 9. przekrój makroskopowy złącza w miejscu nieuszkodzonym (próbka b). widoczny układ ściegów, karby i pionowa linia ścinania adiabatycznego fig. 9. macroscopic cross-section of the joint in undamaged place (sample b). visible beads, notches, and adiabatic shear vertical line rys. 10. struktura dennicy. pow. 200x, trawiono nitalem. pasmowa struktura ferrytyczno-perlityczna, wydłużone wtrącenia siarczkowe fig. 10. bottom structure. magn. 200x, nital digested. ferritic-pearlitic band structure, elongated sulfide inclusions rys. 11. struktura płomienicy. pow. 200, traw. nitalem. ziarnista struktura ferrytyczno-perlityczna, wtrącenia niemetaliczne fig. 11. flue tube structure. magn. 200x, nital digested. grained ferritic-pearlitic structure, non-metallic inclusions rys. 12. struktura lica spoiny. pow. 500x, traw. nitalem. układ dendrytyczny fig. 12. the structure of the weld face. magn. 500x, nital digested. dendritic arrangement rys. 13. struktura napoiny płomienicy. pow. 500x, traw. nitalem fig. 13. the weld overlay structure of the flue tube. magn. 500x, nital digested 18 przegląd spawalnictwa 5/2011 wnioski wybuch kotła należy łączyć jednoznacznie z niedopuszczalną jakością złącza wynikającą z niskich kwalifikacji spawacza oraz braku nadzoru spawalniczego ze strony firmy wykonującej prace remontowe. nawet na podstawie kontroli wizualnej możliwe było zakwestionowanie jakości złącza. w wyniku przeprowadzonych analiz i badań laboratoryjnych stwierdzono następujące nieprawidłowości w wykonaniu złącza kątowego dennica – płomienica: – brak dokumentacji technologii naprawy kotła przy wymianie opłomek, – nieprawidłową technikę wycinania złącza będącą powodem powstania miejscowych ubytków ścianki płomienicy, – niewłaściwe przygotowanie elementów do spawania – za duży odstęp i próg lub brak ukosowania, – brak nadzoru spawalniczego podczas wycinania spoiny, przygotowania złącza do powtórnego spawania i podczas spawania, – brak zlecenia badań nieniszczących przez uprawnione laboratorium. wobec stwierdzonych niedociągnięć zaleca się w procesie organizacji prac i wykonywania złączy naprawczych kotłów i innych urządzeń ciśnieniowych: – opracowywać szczegółową technologię naprawy, zatwierdzoną przez inspektorat dozoru technicznego lub inną organizację dozorową, – do prac spawalniczych zatrudniać spawacza o wymaganych i aktualnych kwalifikacjach, – w procesach naprawy badać złącza próbne, – stosować możliwe do wykonania badania nieniszczące podczas przygotowania do spawania, po spawaniu oraz monitorowanie złączy naprawczych podczas eksploatacji. wyniki badań na podstawie bezpośrednich oględzin miejsca zdarzenia stwierdzono, że bezpośrednią przyczyną wybuchu kotła była dekompresja ciśnieniowa przestrzeni wodno-parowej. pierwotna utrata szczelności spowodowała efekt gwałtownego odparowania wody i powstania fali uderzeniowej, która niszcząc złącze spawane z dennicą, odkształciła symetrycznie płomienicę na całej wysokości. kształt ósemkowy, jaki przyjął przekrój płomienicy, mógł być spowodowany jej owalizacją lub istniejącymi naprężeniami. owalizację płaszcza stwierdzono już podczas wymiany opłomek. przyczyną uszkodzenia nie mogło być obniżenie wytrzymałości podczas eksploatacji, gdyż mimo zmian strukturalnych wywołanych przegrzaniem, materiał płomienicy ma granicę plastyczności znacznie przekraczającą wartość minimalną remin = 225 mpa wymaganą dla stali st36k. wytrzymałość rmśr = 437 mpa mieści się w górnym zakresie wymagań. rozkład twardości również nie wskazuje na wystąpienie nieprawidłowości. średnia twardość materiału płomienicy wynosi 154 hv, a najwyższą twardość 196 hv ma spoina. wynika z tego, że dobór gatunku elektrody był prawidłowy. najwięcej zastrzeżeń budzi przekrój złącza. porównując makrostrukturę dwóch przekrojów pobranych z miejsca uszkodzonego i nieuszkodzonego, można stwierdzić, że nie różnią się one w sposób zasadniczy. oznacza to, że cały obwód złącza ma zbliżone niezgodności spawalnicze. brak wypełnienia spoiny i pozostałe niezgodności obniżyły bardzo wytrzymałość złącza. analiza przekrojów sprawia wrażenie, że układanie spoiny zostało niedokończone. na przekroju makro są zbyt duże odstępy pomiędzy łączonymi elementami. obecność warstwy napawanej sugeruje, że podczas wycinania spoiny na części obwodu nastąpiło wytopienie ścianki płomienicy na głębokość sięgającą połowy grubości ścianki. obecność żużla na dnie napawanej warstwy świadczy o braku kontroli międzyoperacyjnej. przepisy wudt/uc/2003 wymagają dla złączy kątowych na urządzeniach ciśnieniowych wykonania spoiny z pełnym przetopem w poziomie jakości b. stwierdzona na badanych przekrojach (rys. 7÷9) grubość czynna złącza nie przekracza 5 mm przy grubości łączonych elementów 14 mm. na powierzchni czołowej zniszczonych odcinków spoiny zaobserwowano jeszcze mniejsze grubości czynne spoiny wynoszące nawet 3 mm. spoina o tak małej grubości pracowała przez 7 lat, gdyż była usztywniana przez prostopadłą do osi kotła ściankę dennicy. największym zagrożeniem dla wytrzymałości złącza była nie jego mała grubość, lecz karby i przyklejenia widoczne na przekroju poprzecznym. na zgładzie makroskopowym przedstawionym na rysunku 9 widoczne są aż 4 takie koncentratory naprężeń w przekroju złącza. cykliczne zmiany obciążenia powodowały rozwój karbów aż do wystąpienia pęknięć. badania mikroskopowe pozwoliły jedynie stwierdzić różnicę w wielkości i układzie ziaren struktury płomienicy i dennicy. udział fazowy ferrytu i perlitu jest zbliżony w obu materiałach. różnica mikrostruktury dennicy i płomienicy mogła powstać podczas większego oddziaływania ciepła poprzez gorące spaliny oraz wcześniejszego wielokrotnego przegrzewania płomienicy. dodatkowo badano strukturę spoiny i napoiny na płomienicy celem stwierdzenia, czy te elementy złącza uległy przegrzaniu wywołanemu brakiem wymaganego poziomu wody przed wybuchem. wyrwanie fragmentu materiału ze ścianki płomienicy widoczne na końcu pęknięcia należy wiązać z miejscową wyższą wytrzymałością spoiny, na której pęknięcie zatrzymało się (rys. 6). oderwany fragment ścianki ukazuje budowę włóknistą. pęknięcie ścianki przebiega w połowie jej grubości w miejscu największego nasilenia siarczkowych wtrąceń niemetalicznych. miejsce segregacji zostało dodatkowo osłabione przez przegrzanie podczas napawania. 19przegląd spawalnictwa 5/2011 literatura [1] hernas a., dobrzański j.: trwałość i niszczenie elementów kotłów i turbin parowych. wyd. politechniki śląskiej. gliwice 2003. [2] robakowski t.: wpływ wad w złączach spawanych na własności eksploatacyjne konstrukcji spawanych. wydawnictwo instytutu spawalnictwa. gliwice, 1997. [3] senkara j.: czy złącze musi być najsłabszym miejscem konstrukcji. biuletyn instytutu spawalnictwa, 5/2003. [4] wajsyk k., gucwa m., gdański g.: analiza przyczyn kruchego pękania przegrzewaczy pary pierwotnej. przegląd spawalnictwa, 11/2009. [5] saperski j., wińcza m.: jakość rzeczywista, czy jakoś tam będzie. jakość prac spawalniczych, a problemy ekonomiczne wytwarzania. przegląd spawalnictwa, 11/2009. [6] wolak z., dutka k., stabryła j., lipiński t., wach a.: badania nieniszczące w ocenie stanu technicznego urządzeń energetycznych. materiały konferencji „problemy eksploatacji maszyn w pracach wydziału mechanicznego”. wydz. mechaniczny art w olsztynie, sekcja podstaw eksploatacji komitetu budowy maszyn pan. 1994. [7] warunki urzędu dozoru technicznego wudt/uc/2003 urządzenia ciśnieniowe. warszawa 2003. [8] dyrektywa 97/23/we urządzenia ciśnieniowe i ich zespoły. 2005. [9] dutka k., stabryła j.: jakość złączy w procesie wytwarzania i napraw konstrukcji spawanych. konferencja wydziału mechanicznego „doskonalenie techniki i technologii w przemyśle i rolnictwie”. olsztyn 1996. [10] stabryła j., dutka k.: analiza awarii konstrukcji spawanych. przegląd spawalnictwa, 6/2008. [11] ziółko j: utrzymanie i modernizacja konstrukcji stalowych. warszawa arkady 1991. [12] zbroińska-szczechura: typowe uszkodzenia kotłowych walczaków. dozór techniczny, 4/2007. [13] lobanow l.m.: current directions of research work conducted in the e.o. paton institute of electric welding in the field of welding technique and welded constructions strength. biuletyn instytutu spawalnictwa w gliwicach. r. 43, 5/1999, s. 17-19. [14] stabryła j.: rola badań nieniszczących w produkcji obiektów dla przemysłu spożywczego, vii sympozjum im. cz. kanafojskiego „problemy budowy oraz eksploatacji maszyn i urządzeń rolniczych. płock 1997. [15] stabryła j.: rola badań nieniszczących w zapobieganiu katastrofom ekologicznym. sympozjum międzynarodowe „ekologia w ogrodnictwie” olsztyn 1996. [16] jakubiak a.: uszkodzenia niemechaniczne urządzeń cieplnych elektrowni. wnt, warszawa 1974. w następnym numerze jubileusz 60-lecia zakładu inżynierii spajania politechniki warszawskiej skrzyniecki krzysztof, kolasa andrzej, cegielski paweł badanie charakterystyk statycznych i dynamicznych układu źródło zasilania – łuk w różnych metodach spawania krajewski arkadiusz drgania mechaniczne w procesach spawalniczych bober mariusz kompozytowe powłoki napawane plazmowo – charakterystyka i otrzymywanie tuz lechosław, kołodziejczak paweł, kolasa andrzej struktura złączy doczołowych odlewniczych stopów magnezu grześ jarosław warstwy pośrednie nakładane metodą tamponową cegielski paweł, kolasa andrzej, sarnowski tadeusz programowe i sprzętowe metody dostosowania robotów do spawania łączonych elementów przy obniżonej dokładności chmielewski tomasz, golański dariusz zastosowania spawalnicze w remanufakturingu cegielski paweł, kolasa andrzej, sarnowski tomasz, oneksiak arkadiusz wdrożenia przemysłowe projektów badawczo-rozwojowych w zakresie mechanizacji i automatyzacji procesów spawalniczych 201403_pspaw_5894.pdf 47przegląd spawalnictwa 3/2014 adam sajek technologia klejenia i właściwości złącza klejowego kompozytowych pian aluminiowych gluing technology and properties   of composite aluminum foams glued joint t p piany aluminiowe są specyficznymi tworzywami konstrukcyjnymi o porowatości często przekraczającej 90%. cechami charakteryzującymi materiał są: niska gęstość, wysoka sztywność, zdolność pochłaniania energii, tłumienie fal akustycznych i drgań mechanicznych. właściwości pian aluminiowych determinują ich liczne zastosowanie w takich dziedzinach jak motoryzacja, lotnictwo i aeronautyka. piany stosuje się także w budowie maszyn i urządzeń, a także w budownictwie lądowym. w budowie okrętów używa się ich przykładowo na komponenty drzwi, włazów, wręg, wzmocnień części ładunkowych i elementów poszycia. a tract the paper presents an example of design solution of aluminum foam glue joint using two-component epoxy glue. the joint principles for distribution forces and stresses in the tensile sample were formulated. recommendations for surface preparation of foam and gluing procedure aimed at control the porosity of the foam and glued surface roughness were established. as a result of strength tests defined joint destruction mechanism was proposed. it was suggested that optimized joint design improving its properties. eyword glue joint, aluminum foam, gluying, mechanical tests stre zczenie w artykule przedstawiono przykład rozwiązania konstrukcji złącza klejowego piany aluminiowej wykonanego przy użyciu dwuskładnikowego kleju epoksydowego. sformułowano założenia dla złącza dotyczące rozkładu sił i naprężeń w rozciąganej próbce. ustalono zalecenia do przygotowania powierzchni pian, procedurę klejenia uwzględniającą kontrolę porowatości piany i chropowatości klejonej powierzchni blachy. w wyniku badań wytrzymałościowych określono mechanizm niszczenia złącza. zaproponowano optymalizację konstrukcji złącza poprawiającą jego właściwości. słowa kl czowe złącze klejowe, piana aluminiowa, klejenie, badania wytrzymałościowe efektywne wykorzystanie pian aluminiowych w różnorodnych konstrukcjach i urządzeniach wymaga skutecznych metod trwałego łączenia uwzględniających charakter ich pracy i stan obciążenia. struktura komórkowa i wyjątkowe cechy metalicznych pian aluminiowych generują liczne problemy związane z ich cięciem i spajaniem. aktualnie piany metaliczne wytwarzane są ze wszystkich dostępnych metali, w szczególności z aluminium, magnezu, tytanu, cynku, niklu, miedzi i żelaza lub ich stopów [1]. aluminiowe piany metaliczne dzięki swoim cechom znajdują szerokie zastosowanie jako elementy tłumiące drgania, hałas i wibracje w budowie obrabiarek oraz elementy pochłaniające energię uderzenia w przemyśle środków transportu. szeroko stosuje się je także r inż adam sa ek – zachodniopomorski uniwersytet technologiczny w szczecinie. autor korespondencyjny/corresponding author: adam.sajek@zut.edu.pl 48 przegląd spawalnictwa 3/2014 w przemyśle elektrotechnicznym i aparatury chemicznej. możliwe jest zastosowanie pian w konstrukcji ognioodpornych grodzi w statkach. pole zastosowań pian metalicznych ciągle się poszerza, co dowodzi, że jest to atrakcyjny i innowacyjny materiał konstrukcyjny. do typowych złączy wykorzystywanych w produkcji pian należą połączenia śrubowe, lutowane, klejone, spawane [2]. le enie pian al miniowyc w wielu przypadkach zachodzi konieczność łączenia elementów pian aluminiowych metodą klejenia, którego zaletą jest niska temperatura operacji – niepowodująca naruszenia ich krystalicznej struktury. jednak ze względu na dużą porowatość pian aluminiowych ich klejenie stwarza wiele trudności technologicznych [2]. można znaleźć nieliczne publikacje omawiające technologię klejenia pian aluminiowych. n. sedliaková i inni sugerują możliwość wytworzenia złączy klejowych na pianach aluminiowych o wytrzymałości przekraczającej wytrzymałość piany za pomocą wszystkich rodzajów klejów zalecanych do klejenia aluminium nieporowatego [3]. s. bartolucci zaleca stosowanie do klejenia pian aluminiowych klejów epoksydowych utwardzanych w temperaturze 180°c w czasie 30 min [4]. h.p. degischer, powołując się na poprzednie publikacje stwierdził, że klejenie jest metodą użyteczną w łączeniu pian aluminiowych, a użycie klejów termorozszerzalnych pozwoliłoby zmostkować ewentualne pustki wynikające z niedokładnego spasowania elementów klejonych. wskazywał też na kleje termoutwardzalne jako potencjalnie atrakcyjne do łączenia pian w przemyśle motoryzacyjnym, ponieważ wiązanie kleju następowałoby bez dodatkowych zabiegów, podczas procesu lakierowania w podwyższonych temperaturach [5]. o.b. olurin i inni badali wytrzymałość na rozciąganie i zginanie złączy mechanicznych z użyciem śrub, gwoździ i kołków, oraz złączy klejowych doczołowych i zakładkowych na pianach al o gęstości względnej 0,08÷0,15 klejonych żywicą epoksydową, która po nałożeniu kleju była pozostawiona do związania na 24 h. autorzy stwierdzili, że złącze klejowe ma wytrzymałość większą niż piana i jest optymalne, o ile jego mała odporność termiczna nie jest istotna ze względów eksploatacyjnych [6]. j. burzer i inni porównują wytrzymałość na ścinanie połączeń klejowych z użyciem dwuskładnikowego kleju termoutwardzalnego oraz spawanych. znacznie większą wytrzymałość na ścinanie próbek spawanych autorzy tłumaczą wnikaniem stopionego spoiwa metalicznego w pory piany [7]. t. bernard i inni określają jako standardowe w przemyśle motoryzacyjnym klejenie struktur laminarnych za pomocą klejów termoutwardzalnych początkowo w temperaturze 50°c, a następnie przez 30 min w temperaturze 190°c [8]. krajewski s. i nowacki j. w [9] opracowali metodę przygotowania krawędzi pian aluminiowych do spajania. nowacki j., grabian j. i krajewski s. w [10] badali możliwości spajania pian aluminiowych metodą lutowania osiągając wysokie wytrzymałości złącza, większe od wytrzymałości materiału rodzimego. większość przeanalizowanych publikacji, w których omówiono klejenie pian aluminiowych, skupia się na innych problemach, pozostawiając technologię klejenia opisaną bardzo pobieżnie. na przykład r. panowicz i inni skupiają się na symulacji numerycznej dynamicznego oddziaływania fali ciśnienia na złożoną strukturę panelu energochłonnego oraz walidacji wyników. nie opisano właściwości piany aluminiowej oraz technologii klejenia. wspomniany klej jest pianką poliuretanową, która nie została dokładnie przebadana pod względem wytrzymałości [11]. w kolejnej pracy, dotyczącej badań eksperymentalnych i modelowania piany aluminiowej alporas, m. klasztorny i inni, walidując model obliczeniowy do badań wytrzymałościowych użyli próbek klejonych zakładając, że złącze klejone nie stanowi istotnego elementu eksperymentu [12]. klejenie pian aluminiowych jest często bagatelizowane i traktowane jako uzupełnienie procesu łączenia badanych próbek. brak jest dyskusji o właściwościach zastosowanych klejów, procedurze klejenia czy przygotowaniu klejonych powierzchni. poniższa praca stanowi próbę wypełnienia istniejącej luki. ałożenia kon tr kcy ne złącza dla próbki wytrzymałościowej głównym założeniem konstrukcyjnym jest odpowiednia orientacja naprężeń. w projektowanym złączu powinny dominować adekwatne do połączenia klejowego naprężenia ścinające, które koncentrują się w klejowej spoinie, powodując jej zniszczenie. aby wykonać prawidłową próbkę do badań wytrzymałościowych, należy spełnić warunek, w którym wytrzymałość na ścinanie badanego połączenia klejowego powinna być mniejsza niż wytrzymałość klejonych materiałów. zaprojektowane złącze zostało wykonane na zakładkę pomiędzy aluminiową blachą spełniającą rolę części chwytowej próbki, a pianą aluminiową. blachy ze stopu aluminium alsi9mg (ak9) wykorzystano jako części chwytowe, a użyta w złączu kompozytowa piana aluminiowa wykonana została metodą wdmuchiwania gazu do roztopionego stopu siluminu alsi9. budowę próbki testowej przedstawiono na rysunku 1. materiały sklejono za pomocą dwuskładnikowego kleju epoksydowego (loctite hysol 9489). podstawą wyznaczenia siły zrywającej danego elementu złącza była dla kleju wytrzymałość na ścinanie oraz wytrzymałość na rozciąganie dla pozostałych materiałów. 49przegląd spawalnictwa 3/2014 wyższa. stanowi to bezpieczny, ponad 40% zapas. dla piany aluminiowej, jako elementu najbardziej nieprzewidywalnego, wartość siły zrywającej jest ponad dwukrotnie wyższa od siły zrywającej kleju. wykonano wstępne symulacje rozkładu naprężeń i odkształceń metodą elementów skończonych. do tego celu użyto modułu oprogramowania solidworks simulation pakietu solidworks 2013. badaniu poddano model dyskretny 2d oparty na przekroju poprzecznym próbki wytrzymałościowej, przedstawiony na rysunku 2a. w analizie mes dla użytych materiałów zastosowano dane materiałowe przedstawione w tablicy ii. wyniki symulacji numerycznej rozciąganego złącza przedstawione na rysunku 2 wskazują zarówno na ry 1 próbka wytrzymałościowa do próby ścinania ig 1 the shear test sample materiał wymiary liczba próbek powierzchnia nośna s0, mm 2 wytrzymałość na rozciąganie rm (rs), mpa wartość siły zrywającej fm (fs), kn a, mm b, mm blacha klejona 1,5 25,0 1 37,5 283,0 10,6 piana aluminiowa 20,0 25,0 2 1 000,0 15,0 15,0 warstwa kleju 12,5 25,0 2 625,0 11,8 7,4 objaśnienie symboli: a – grubość, mm; b – szerokość, mm; s0 – pole powierzchni, mm 2; rm – wytrzymałość na rozciąganie, mpa; rs – wytrzymałość na ścinanie, mpa; fm – wartość siły zrywającej, kn; fs – wartość siły ścinającej, kn ta lica i obliczone wartości sił zrywających dla próbki do badań wytrzymałości na ścinanie ta le i calculated values destructive forces for the shear strength test sample nazwa re, n/mm2 rm, n/mm2 e, n/mm2 v ρ, g/cm3 piana alsi9 1,4 1,62 200 0,33 240 klej epoksydowy – 28 2 415 0,35 1 100 blacha ak9 551 485 124 084 69 000 0,33 2 700 ta lica ii dane materiałowe użyte w analizie mes dla elementów złącza klejowego ta le ii material data used in the fem analysis for the joint elements ry 2 wyniki analizy numerycznej projektowanego złącza: a) model z podziałem na elementy, b) rozkład naprężeń w złączu, c) rozkład przemieszczeń, d) rozkład odkształceń ig 2 results of numerical analysis designed joint: a) model divided into elements, b) stress distribution, c) distribution of displacements, d) strain distribution a) ) c) d) wyniki obliczeń przedstawiono w tablicy i. z obliczeń wynika, że najniższą wartość siły zrywającej 7,4 kn mieć będzie spoina klejowa. drugim co do wytrzymałości elementem układu jest blacha aluminiowa, dla której wartość siły zrywającej jest o ponad 3 kn 50 przegląd spawalnictwa 3/2014 koncentrację naprężeń, jak i przemieszczeń w spoinie klejowej. w rzeczywistej próbie ścinania w warunkach statycznego rozciągania zostaną wypełnione początkowe założenia odnośnie kierunku i rodzaju sił występujących w złączu. proced ra wykonania te towyc złączy kle owyc ustalenie jednolitych warunków przygotowania próbek wytrzymałościowych jest kluczowym elementem, pozwalającym podczas badań uzyskać miarodajne i łatwe do porównania wyniki. procedura wykonywania testowych złączy klejowych składała się z etapów polegających na cięciu pian i oceny procesu cięcia, określeniu porowatości pian i chropowatości powierzchni blach. próbki cięto za pomocą półautomatycznej przecinarki presi metacome t300 umożliwiającej kontrolę podstawowych parametrów, tj. prędkości obrotowej wynoszącej 3000 obr/min oraz posuwu równego 50 mm/min. cięto bez użycia środka chłodzącego z uwagi na kłopoty z późniejszym usunięciem cieczy z porów piany metalicznej. przy założonej niskiej prędkości posuwu nie zaobserwowano nadmiernego nagrzewania się ciętych elementów. zastosowano dwa typy tarcz tnących: standardową tarczę tnącą przeznaczoną do stali konstrukcyjnych: pferd sg-elastic, oraz drugą tarczę do cięcia aluminium presi mnf. po wycięciu i oznaczeniu próbek piany wykonano ocenę makroskopową ciętych powierzchni. zauważono duże różnice w jakości cięcia w zależności od użytych tarczy, które przedstawiono na rysunku 3. powierzchnia cięta tarczą pferd przeznaczoną do stali konstrukcyjnych miała liczne zniekształcenia spowodowane odkształcaniem plastycznym powstałym w czasie cięcia. zniekształcenia te układają się w charakterystyczne linie o kołowym kształcie odwzorującym ruch tarczy tnącej. na rysunku 3 widać także pory pozakrywane przez nieodcięte fragmenty struktury piany. fragmenty te, zamiast ulec oderwaniu, zostały w trakcie cięcia zagięte do środka. powierzchnia próbek wyciętych zaprojektowaną do stopów aluminium tarczą presi mnf jest wolna od zniekształceń, a wszystkie pory są odsłonięte. badania mikroskopowe potwierdziły wcześniejsze spostrzeżenia makroskopowe, uwypuklając różnice pomiędzy próbkami ciętymi poszczególnymi typami tarcz. po wycięciu próbek kompozytowych pian aluminiowych dokonano pomiaru porowatości. zastosowano metodę pomiaru porowatości przez ważenie. pomiary geometrii wykonano w trzech punktach w każdym kierunku (dwa skrajne punkty i jeden pomiar na środku), a następnie je uśredniono. próbki zważono na wadze laboratoryjnej axis ad500 z dokładnością do 0,001 g. porowatość poszczególnych próbek obliczono, posługując się poniższą zależnością: p = ﴾1 – m ﴿ • 100% v∙ρal gdzie: p – porowatość piany aluminiowej, %; v – objętość próbki piany aluminiowej, cm3; m – masa próbki piany aluminiowej, g; ρal – gęstość siluminu alsi9 wynosząca 2,65 g/cm3. dokonano pomiaru czterech próbek pian aluminiowych, które przedstawiono w tablicy iii. zaobserwowano wysoką powtarzalność oznaczonej porowatości. średnia wartość porowatości wyniosła 91,1% przy odchyleniu standardowym wynoszącym 0,465. ry 3 wynik badania mikroskopowego ciętych powierzchni piany aluminiowej: a) silnie zniekształcona powierzchnia cięta tarczą pferd z wyraźnie pozamykanymi porami przez nieodcięte, a tylko zaginane fragmenty struktury; b) rozwinięta powierzchnia piany aluminiowej wysokiej jakości cięta przeznaczoną do stopów aluminium tarczą presi ig 3 the result of microscopic examination of cut surface of the aluminum foam: a) highly deformed pferd system cut surface with closed pores through uncut and bent pieces of structure; b) high quality aluminum foam with developed surface cut by presi system nr próbki v, cm3 m, g p, % 1 20,9 5,09 90,8 2 20,8 4,80 91,3 3 21,1 5,20 90,7 4 20,0 4,41 91,7 ta lica iii wyniki pomiarów porowatości pian aluminiowych ta le iii the results of measurements of porosity aluminum foams a) b) 51przegląd spawalnictwa 3/2014 adanie złączy te towyc badania wytrzymałościowe wykonano na maszynie wytrzymałościowej instron 5585h sterowanej za pomocą oprogramowania bluehill 2. parametry środowiskowe zostały mierzone termometrem higrometrem termometerfabriken viking ab. w czasie próby rozciągania doszło do wyrwania części piany aluminiowej, ale nie doszło do zniszczenia połączenia klejowego. na naprężenie, które zniszczyło próbkę, składały się: siła rozciągająca oraz moment gnący, którego źródłem była wyciągana spomiędzy dwóch pian przyklejona blacha. przebieg procesu rozciągania próbki został udokumentowany w postaci serii zdjęć przedstawiających zmiany w geometrii próbki (rys. 5). widoczne jest początkowe równomierne odkształcenie ze wzrastającą krzywizną zewnętrznej krawędzi piany po lewej stronie potęgujące moment gnący. pęknięcie próbki z lewej strony nastąpiło wskutek rozerwania, które powstało przy stosunkowo małym odkształceniu. piana z prawej strony próbki została wyrwana przez dolną blachę w końcowej fazie w wyniku zwiększającej się deformacji. z uwagi na konieczność odpowiedniego przygotowania powierzchni do klejenia, zalecaną przez producenta użytego kleju, klejoną powierzchnię zmatowiono papierem ściernym o wielkości ziarna p320. dokonano pomiaru chropowatości zgodnie z pnen iso 9013:2008. do pomiaru użyto miernika chropowatości hommel etamic t8000 rc z głowicą tk300. zastosowano następujące warunki pomiaru: lt 48 mm, zakres 800 μm, filtr iso11562(m1), posuw 0,5 mm/s. z pomiarów chropowatości przedstawionych na rysunku 4 wynika, że obróbka powierzchni przed klejeniem poprawia chropowatość, która w przypadku obróbki papierem ściernym p320 wzrasta niemal dwukrotnie. dodatkowym efektem jest ujednorodnienie powierzchni, które powinno wpłynąć na powtarzalność wyników pomiarów wytrzymałościowych. przeprowadzono procedurę klejenia złączy polegającą na odtłuszczeniu łączonych powierzchni acetonem, naniesieniu na powierzchnie blach wcześniej przygotowanej kompozycji kleju dwuskładnikowego, umieszczeniu grafitowych elementów dystansujących, montażu kolejnych elementów złącza oraz – po wstępnym docisku – – usunięciu nadmiaru kleju. czas uzyskania pełnej wytrzymałości kleju wynosi 12 h. próby wytrzymałościowe zostały przeprowadzone po upłynięciu 48 h. ry 4 wyniki pomiarów chropowatości: a) próbka nieobrabiana: ra: 0,308 μm; r3z: 1,18 μm; rz 3,09 μm; b) próbka po obróbce: ra: 0,850 μm; r3z: 3,97 μm; rz 5,60 μm ig 4 the results of the roughness measurements: a) unsanded sample ra: 0.308 μm; r3z: 1.18 μm; rz 3.09 μm; b) grounded sample: ra: 0.850 μm; r3z: 3.97 μm; rz 5.60 μm a) ) 52 przegląd spawalnictwa 3/2014 ry 5 zwiększające się odkształcenie rozciąganej próbki wytrzymałościowej. strzałką zaznaczono pęknięcie inicjujące zerwanie piany ig 5 increasing tension deformation of the sample. fracture initiating rupture was marked ry 6 przełomy próbek. widoczne odkształcenia plastyczne metalu. przebieg pęknięcia prowadzi wzdłuż powierzchni o najmniejszej wytrzymałości ig 6 fractures of samples. visible plastic deformation of foam metal. course of crack leads along the surface of with the lowest strength 53przegląd spawalnictwa 3/2014 przykład ten ilustruje, jak zróżnicowaną strukturę mają piany aluminiowe. podczas gdy obliczona porowatość oscyluje wokół 91% i nie zmienia się w znaczącym stopniu, to mikrostruktura podlega losowym parametrom, co powoduje że występują w niej liczne karby obniżające właściwości wytrzymałościowe i pogarszające powtarzalność wyników badań. spostrzeżenia potwierdzają obserwacje makroskopowe przełomów przedstawione na rysunku 6. wpływ zastosowanych systemów cięcia widoczny jest na rysunku 7, gdzie ukazano różnice w wypełnieniu porów klejem oraz brak odstępu pomiędzy klejonymi materiałami. strzałką zaznaczono niewielkie ilości kleju zamknięte w przestrzeniach pomiędzy elementami. przekroje poprzeczne wykazują duże różnice w budowie spoiny (rys. 7). stopień wypełnienia porów klejem jest wyższy dla próbki, której powierzchnia cięta była dedykowaną do stopów aluminium tarczą. na próbce ciętej systemem pferd widać wyraźnie fragmenty metalu, które zamiast zostać odcięte uległy zawinięciu zasłaniając pory blokując drogę dla ciekłego kleju penetrującego powierzchnię piany. z uwagi na ograniczoną dostępną przestrzeń porów otwartych w próbce oraz brak odstępu pomiędzy elementami część kleju została zamknięta w wąskich przestrzeniach. ry 7 przekrój poprzeczny spoin na próbkach wytrzymałościowych: a) ciętych systemem pferd, b) ciętych tarczą presi ig 7 cross section of the joints on samples: a) cutted pferd system, b) cutted by presi nio ki w wyniku przeprowadzonych badań ustalono warunki przygotowania złączy klejowych pozwalających, aby w warunkach dalszych badań uzyskać miarodajne i łatwe do porównania wyniki. dodatkowo ustalono procedury badań umożliwiające na ocenę wytwarzanych złączy. w wykonanych złączach nie udało się uzyskać wymaganego odstępu pomiędzy łączonymi elementami. zgodnie z zaleceniami odległość powinna wynosić 0,2÷0,5 mm. zastosowane grafitowe dystanse o grubości 0,5 mm miały zbyt małą wytrzymałość. docisk podczas klejenia oraz wysokie punktowe naciski ścianek piany spowodowały ich zniszczenie. wytrzymałość uzyskanych złączy była wysoka. w czasie badań zniszczeniu uległy elementy z piany aluminiowej. ilość kleju, która wnika w pory, była wystarczająca do zapewnienia wymaganej wytrzymałości złącza. uzasadnia to zastosowanie specjalistycznych narzędzi do cięcia aluminium, które wpływają korzystnie na zjawisko infiltracji 54 przegląd spawalnictwa 3/2014 literat ra [1] grabian j.: metalowe piany kompozytowe w przemyśle okrętowym, szczecin 2012. [2] ashby m.f., evans a.g., fleck n.a., gibson l.j., hutchinson j.w., wadley h.n.g.: metal foams: a design guide, butterworth-heinemann 2000. [3] sedliaková n., simančík f., kováčik j., minár p.: joining of aluminium foams, metallschäume: proc. of symposium metallschäume, bremen 3/1997. [4] bartolucci s.: commercial application of aluminium honeycomb and foam in load bearing tubular structures, massachusetts institute of technology, 9/2004. [5] degischer h. p., kriszt b.: handbook of cellular metals: production, processing, applications, cch verglag gmbh, 2002. [6] olurin o. b., fleck n. a., ashbym. f.: joining of aluminium foams with fasteners and adhesives, journal of materials and science 35/2000. [7] burzer j., bernard t., bergmann h. w.: joining of aluminium structures with aluminium foams, 1998 mrs spring meeting. [8] bernard t., burzer j., bergmann h. w.: mechanical properties of semifinished joined to aluminium foams, journal of materials procesing technology 115/2001. [9] krajewski s. , nowacki j.: preparation of aluminium foam edges for welding, advances in materials science, vol. 13, no. 3 (37), sep-tember 2013. [10] nowacki j., grabian j., krajewski s.: problemy lutowania pian aluminiowych, przegląd spawalnictwa, 1(2014). [11] panowicz r., kołodziejczyk d., sybilski k., barnat w., niezgoda t.: analiza numeryczna dynamicznego oddziaływania fali ciśnienia na złożoną strukturę panelu energochłonnego, przegląd mechaniczny nr 11/2012. [12] klasztorny m., małachowski j., dziewulski p., nycz d., gotowicki p.: badania eksperymentalne i modelowanie piany aluminiowej al-poras, modelowanie inżynierskie 42/2012. podzi kowania artykuł przygotowany w ramach projektu ncbir nr pbs1/a5/6/2012 pt. kompozytowe piany metalowe – obróbka cieplna, cięcie, łączenie warstwy wierzchniej piany ciekłym klejem. wysoka porowatość pian oraz wystarczająca lepkość ciekłego kleju ułatwiły odprowadzenie powietrza ze spoiny. nie odnotowano obecności pęcherzy powietrznych w złączu klejowym i samej klejowej spoinie. zastosowana w badaniach wstępnych procedura klejenia jest właściwa. aby polepszyć siły wiązania pomiędzy klejem, a blachą, można zastosować do obróbki powierzchni papier ścierny o większym ziarnie, np. p80 zamiast p320. możliwe jest również rozważenie zwiększenia ilości nakładanego kleju, który nie do końca wypełnił całą porowatość otwartą badanych próbek. określona w czasie przygotowania próbek średnia wartość porowatości wyniosła 91,1% przy odchyleniu standardowym wynoszącym 0,465, co wskazuje na przydatność metody wagowej. podczas badań wytrzymałościowych zniszczeniu uległy w obu przypadkach elementy kompozytowe piany. obliczenia wytrzymałości zastosowanych materiałów poprzedzające badania wskazywały, że zniszczeniu ulegnie najsłabszy element złącza – klejowa spoina. nie udało się potwierdzić obliczeń, gdyż zarejestrowana maksymalna siła zrywająca osiągnęła 15 razy mniejszą wartość od obliczeniowej przedstawionej w tablicy i. analizując odkształcenia w czasie próby rozciągania ustalono, że należy usztywnić elementy złącza przez: zastosowanie grubszych blach mocujących oraz wzmocnienia zewnętrznych powierzchni pian za pomocą przyklejonych blach aluminiowych. rozwiązanie to pozwoli wyeliminować ugięcie do środka zewnętrznych powierzchni pian i ograniczyć niekorzystny moment zginający. dodatkowo wzmocnienie piany pozwoli na ograniczenie jej grubości do wielkości większej od głębokości wnikania kleju z obydwu stron. modyfikacji powinna ulec także prędkość odkształcenia. przy aktualnej wynoszącej 1 mm/min proces rozciągania kończy się po 180÷240 s., które odpowiadają odkształceniu 3÷4 mm. po upłynięciu tego czasu następuje powolna destrukcja próbki przy niskiej – stałej wartości rejestrowanej siły. aby spełnić warunek podany w dokumentach normatywnych: 40÷90 s czasu trwania zasadniczej części pojedynczej próby, należy zwiększyć prędkość odkształcenia do 3÷6 mm/min. opisane w pracy procedury badawcze dotyczą najbardziej istotnych aspektów badań połączeń klejowych aluminiowych pian z blachami. aparatura pomiarowa użyta do badań została dobrana w sposób prawidłowy, co pozwoliło uzyskać jednoznaczne i dokładne wyniki w założonym wcześniej zakresie. 201107_pspaw.pdf 4 przegląd spawalnictwa 7/2011 jacek słoma ireneusz szczygieł andrzej sachajdak modelowanie zjawisk cieplnych w procesie napawania modelling of heat effects in the arc weld surfacing process mgr inż. jacek słoma, dr hab. inż. ireneusz szczygieł prof. pśl., dr inż. andrzej sachajdak – politechnika śląska. streszczenie w artykule przedstawiono wyniki obliczeń numerycznych zjawisk występujących podczas napawania. do modelowania zjawisk w spawalniczym łuku elektrycznym: topienia, krystalizacji, generacji ciepła oraz przepływów wielofazowych użyto pakietu cfd fluent. opracowano model 3d wycinka blachy 50 x 30 x 6 mm napawanej metodą gma drutem litym o średnicy 1,2 mm. skoncentrowano się głównie na zaprezentowaniu rozkładu temperatury w czasie, badano proces topienia materiału dodatkowego do spawania, a następnie krystalizacji jeziorka oraz przenoszenie stopionego metalu w łuku spawalniczym. przeprowadzono również wstępną weryfikację modelu, porównując wyniki z obrazem zarejestrowanym przez szybką kamerę z prędkością 1000 klatek/s. abstract the results of numerical calculations of phenomena which occur in the arc weld surfacing was presented in the paper. the cfd fluent package was used for modelling the following phenomena in the electric arc: melting, solidifying, generation of heat and multiphase flows. the 3d model of a 50 x 30 x 6 metal plate cutaway padded with the use of the gma method with a wire of 1.2 mm diameter was developed. the presentation of the distribution of temperature in time, the process of melting and later solidifying of the material, as well as the transport of the material from the arc to the padding weld were focused the article. the initial verification of the model by comparition the results with a picture recorded by 1000 frames/second fast camera was shown. wstęp w artykule badano zjawiska cieplne występujące w spawalniczym łuku elektrycznym podczas procesu napawania. celem pracy było przygotowanie modelu numerycznego przy wykorzystaniu komercyjnego pakietu cfd do symulowania procesu napawania ze szczególnym naciskiem na zjawiska wymiany ciepła w obszarze działania spawalniczego łuku elektrycznego. podstawą pracy było zagadnienie intensyfikacji procesu napawania oraz odprowadzania ciepła z obszaru łuku elektrycznego oraz układanej napoiny. podobne zjawiska obecnie są tematem prac badawczych prowadzonych na świecie [1]. schemat badanego układu do napawania gma zaprezentowano na rysunku 1. głowica do napawania porusza się ruchem posuwistym. łuk elektryczny powstający pomiędzy drutem i napawanym materiałem powoduje topienie drutu, a siły elektromagnetyczne przyspieszają ruch kropel metalu w kierunku napawanej blachy, gdzie powstaje przesuwające się jeziorko napoiny. spawalniczy łuk elektryczny nadtapia również napawaną blachę – następuje rys. 1. model układu do napawania gma fig. 1. model of gma surfacing station 5przegląd spawalnictwa 7/2011 wymieszanie materiału stopionego z materiałem dodatkowym do spawania. jest to zjawisko pożądane dla skutecznego i trwałego połączenia napoiny z napawaną blachą. jednak nadmierne wymieszanie materiału napoiny i blachy jest niekorzystne ze względu na właściwości napoiny. jakość napoiny zależy też od szybkości jej krystalizacji – tym lepsza napoina, im krystalizacja przebiega szybciej. procesy te są zależne od prędkości posuwu uchwytu spawalniczego, mocy łuku i zdolności do odprowadzania ciepła z układu [2]. parametrem, który powinien uwzględnić te zależności, jest energia liniowa spawania. zależy ona wprost proporcjonalnie od iloczynu natężenia prądu spawania i i napięcia łuku elektrycznego u i odwrotnie proporcjonalnie od prędkości spawania vsp, co opisuje zależność: (1) jednak nie jest możliwe nieskończone zwiększanie prędkości spawania oraz prądu spawania i napięcia łuku elektrycznego. w pewnym momencie ograniczenia związane z odprowadzaniem ciepła z napawanego materiału uniemożliwiają wzrost tych parametrów. modelowanie numeryczne może być narzędziem do określenia optymalnego ze względu na właściwości napoiny zakresu energii liniowej spawania. model matematyczny procesu model numeryczny przepływu masy i energii w pobliżu spawalniczego łuku elektrycznego podczas napawania przygotowano przy użyciu pakietu cfd ansys-fluent 12.1 [3]. modelowanie zjawisk fizycznychych oparto na zasadzie zachowania masy, równaniu transportu masy, równaniu pędu, modelu turbulencji k-epsilon, modelu przepływów wielofazowych vof (volume of fluid) i opisano równaniami 2÷13. zasada zachowania masy (równanie ciągłości) (2) gdzie: ρ – gęstość, kg/m3; t – czas, s; v – wektor prędkości, m/s. równanie transportu masy (3) gdzie: mqp– strumień masy z fazy q do fazy p, mpq– strumień masy z fazy ρ do fazy qq, α – udział objętościowy fazy q, pq – gęstość fazy q, kg/m3; vq – prędkość wektorowa fazy q, m/s. równanie pędu pojedyncze równanie pędu rozwiązane w domenie i wynikowe pole prędkości jest przypisane obu fazom. w przedstawionym poniżej równaniu pędu właściwości substancji przyjęto proporcjonalnie do udziału objętościowego faz. (4) gdzie: p – ciśnienie, pa; g – przyspieszenie ziemskie, m/s2, µ – lepkość dynamiczna, kg/ms. w obszarze krystalizacji przepływy modelowano jak dla ciała porowatego. założono, że porowatość w każdej komórce jest proporcjonalna do udziału frakcji ciekłej, natomiast w całkowicie zestalonych obszarach porowatość jest równa zeru – nie wyznaczano wówczas pola prędkości. ujemne żródło momentu uwzględniające krzepnięcie materiału wyznaczano z następującego wzoru: (5) gdzie: β – udział objętościowy fazy ciekłej, ε – mała liczba (0,001) zapobiegająca dzieleniu przez zero, amush – stała obszaru krystalizacji, v – prędkość ciała stałego wynikająca z wyciągania zestalonego materiału z obszaru obliczeń. równanie energii zjawisko krystalizacji/topienia opisuje równanie energii (6) model vof traktuje entalpię h oraz temperaturę t, jako zmienne uśrednione względem udziałów masowych faz: (7) gdzie entalpię hq dla każdej fazy opiera się na cieple właściwym tej fazy, cieple utajonym i temperaturze uśrednionej dla obu faz. właściwości p oraz k (przewodność cieplna) są uśrednione dla obu faz. udział fazy ciekłej β określany jest jako: β = 0 jeśli t < tsolidus (8) β = 1 jeśli t > tliquidus (9) (10) wartość ciepła utajonego (zmiany fazy) można przedstawić jako ciepło utajone materiału l δh = βl (11) wartość ciepła utajonego może mieć wartość zero dla ciała stałego, a l dla cieczy. człon źródłowy q zawiera udział promieniowania cieplnego wyliczanego przy użyciu metody discrete ordinate oraz inne objętościowe źródła ciepła, w tym energię wydzielaną w łuku elektrycznym: 6 przegląd spawalnictwa 7/2011 (12) gdzie: (13) oraz: iea – natężenie prądu spawania, a; uea – napięcie łuku elektrycznego, v; vea – objętość łuku elektrycznego, m3. założenia modelu przedstawiony przypadek 3d obejmował wycinek 50 x 30 mm blachy 500mc grubości 6 mm o następujących właściwościach materiałowych: gęstość 7850 kg/m3, temperatura liquidus 1520°c, temperatura solidus 1350°c, ciepło właściwe 460 j/(kg x k), ciepło topnienia 272 kj/kg. napawanie wykonano drutem autrod 13.91 o średnicy 1,2 mm. geometrię wykorzystaną w modelu numerycznym wraz z naniesioną siatką pokazano na rysunku 2. obszar analizy podzielono na 2 miliony komórek wielościennych (polyhedra), wykorzystując symetrię układu. dodatkowo wydzielono obszar łuku elektrycznego pomiędzy drutem elektrodowym a napawaną płytą. w obszarze tym zastosowano funkcje opisujące wydzielanie się energii cieplnej z łuku elektrycznego w postaci członu źródłowego w równaniu energii. głowica urządzenia spawalniczego z elektrodą przesuwa się równolegle do płyty z prędkością 0,0026 m/s. jednocześnie następuje topienie i posuw drutu elektrodowego z prędkością 0,02 m/s w kierunku płyty. natężenie przepływu gazu osłonowego (argonu) wynosi 12 l/min. wartości te odpowiadają standardowym parametrom napawania. założono następujące warunki brzegowe: – natężenie przepływu gazu osłonowego 12 l/min, – prędkość posuwu drutu 0,02 m/s, – temperatura otoczenia tam = 20°c, – ciśnienie otoczenia pam= poper= 101 325 pa, – na dolnej powierzchni napawanej płyty założono współczynnik wnikania ciepła a = 30 w/(m2 x k), – temperatura otoczenia 300 k, – prędkość posuwu elektrody względem napawanej płyty 0,0026 m/s, – obszar ograniczono warunkiem brzegowym typu presure-outlet mającym odzwierciedlać oddziaływanie obszaru spawania z otoczeniem. ponieważ modelowanie zjawisk topienia i krystalizacji wraz z przepływami wielofazowymi nadal jest zagadnieniem skomplikowanym, na granicy możliwości pakietów cfd takich jak fluent, obliczenia prowadzono wieloetapowo od zjawisk najprostszych po najbardziej złożony model według następującego schematu: – przepływ gazu osłonowego, – przepływ gazu osłonowego oraz krystalizacja napoiny, – przepływ gazu osłonowego, krystalizacja napoiny, topienie drutu. wyniki obliczeń numerycznych na rysunkach 3÷6 przedstawiono wyniki obliczeń numerycznych dla analizowanego przypadku. głównym celem obliczeń dla badanego zjawiska napawania jest rozkład temperatury oraz warunki rozpływu ciepła z obszaru spawalniczego łuku elektrycznego. jednakże bezpośredni wpływ na badany rozkład ma wiele innych zjawisk biorących udział w procesie napawania. jest to główną z przyczyn, które powodują, że modelowanie takiego procesu jest nadal niezwykle trudne i czasochłonne oraz wymaga wprowadzania wielu uproszczeń. rysunki zamieszczone w artykule przedstawiają wyniki symulacji zjawisk mających wpływ na wynikowe pole temperatury. na rysunku 3 rys. 2. przekrój modelu wraz z siatką fig. 2. the cross section of model with grid rys. 3. ułożenie materiału po 1 sekundzie fig. 3. the padding weld after 1 second 7przegląd spawalnictwa 7/2011 przedstawiono udział napawanego materiału podczas symulacji przepływu substancji w badanym układzie. w przybliżeniu taki rozkład można traktować jako sposób ułożenia napoiny na napawanym materiale. na rysunku 4 przedstawiono wyniki symulacji procesu krystalizacji napawanego materiału. rozkłady temperatury pokazane na rysunkach 5 i 6 należy traktować jako wynik końcowy symulacji, na podstawie którego wnioskować można np. o przewidywanej jakości spoiny. dokumentowanie procesu przeprowadzono wstępną walidację modeli przez filmowanie rzeczywistego procesu za pomocą szybkiej kamery. badano spawanie dwoma rodzajami łuku: łukiem impulsowym i łukiem zwarciowym. parametry napawania przedstawiono w tablicy i. na rysunku 7 przedstawiono sekwencję napawania klatka po klatce, na której można zaobserwować różnice pomiędzy dwoma rodzajami łuku spawalniczego. w łuku zwarciowym (rys. 7a i 7b) widoczny jest ciągły strumień topionego metalu. przy łuku impulsowym (rys. 7c i 7d) widoczna jest powstająca kropla, tzw. mostek, a nstępnie jarzący się łuk. rys. 4. krystalizacja materiału po 1 sekundzie fig. 4. crystalization of material after 1 second rys. 5. temperatura po 1 sekundzie – przekrój wzdłuż płaszczyzny symetrii fig. 5. the temperature decomposition after 1 second – cross section along the plane of symmetry rys. 6. temperatura po 1 sekundzie – widok z góry fig. 6. the temperature decomposition after 1 second – the top view tablica i. parametry napawania table i. the parameters of process of the arc weld surfacing przykłady ustawienia spawarki ustawienia kamery natężenie a napięcie v posuw drutu m/min rodzaj łuku spawalniczego uwagi ilość klatek/s fps czas migawki s uwagi 1 230 26,0 6,8 zwarciowy drut autrod 13.91 1.000 1/20.000 przesłona 11 2 230 26,3 8,4 impulsowy drut autrod 13.91 1.000 1/10.000 przesłona 11 rys. 7. sekwencja napawania: a-b) łuk zwarciowy; c-d) łuk impulsowy fig. 7. the arc weld surfacing process: a-b) the dip-transfer arc, c-d) the pulse arc a) b) c) d) 8 przegląd spawalnictwa 7/2011 porównanie wyników na rysunku 8 przedstawiono porównanie obrazów wizualnych z wynikami obliczeń numerycznych. mimo ograniczeń porównywania techniki wizualizacji z wynikami analitycznymi zaobserwowano pewne prawidłowości – kształt jeziorka spawalniczego i krystalizującego się czoła napoiny został oddany prawidłowo. zaobserwować również można strumień stopionego metalu przepływający od elektrody do jeziorka spawalniczego. świadczy to o poprawności założeń przyjętych w modelu. na podstawie analizy zdjęć obszaru napawania wyciągnięto także wnioski mogące wnioski opracowano wstępny model numeryczny napawania z uwzględnieniem topienia i krystalizacji napoiny w geometrii 3d. wstępne obliczenia wykazują, że możliwe jest modelowanie przedstawionych zjawisk za pomocą dostępnego obecnie sprzętu komputerowego i oprogramowania, jednakże przy bardzo krótkich skokach czasowych oraz dość długich czasach obliczeń. uzyskane sekwencje zdjęć mogą być podstawą do wstępnej weryfikacji modeli numerycznych ze względu na wyraźne podobieństwo kształtu jeziorka na symulacjach numerycznych oraz z pomiarów. planowany jest dalszy rozwój i usprawnienie modelu numerycznego w celu skrócenia czasu obliczeń, co wydaje się warunkiem koniecznym dla wykorzystania modelu w praktyce. literatura [1] xu g., hu j., tsai h.l.: three-dimensional modeling of arc plasma and metal transfer in gas metal arc welding, international journal of heat and mass transfer, 52/2009, s. 1709–1724. [2] fic a., szczygieł i., sachajdak a.: analiza wrażliwości temperatury względem oporu kontaktowego w ukladzie do napawania powierzchni, xiii sympozjum wymiany ciepła i masy. [3] ansys fluent 12.0 theory guide. rys. 8. porównanie uzyskanego obrazu z obliczeniami numerycznymi fig. 8. the comparison of visual image with numerical calculation usprawnić działanie modelu w przyszłości, przede wszystkim dotyczące kształtu i granic łuku elektrycznego czy odległości elektrody od napawanego materiału. krajowe konferencje i seminaria spawalnicze w 2011 roku pod patronatem medialnym przeglądu spawalnictwa tytuł konferencji data miejsce organizator xv gdańskie spotkanie spawalników i xiii pomorskie sympozjum spawalnictwa 8 września gdańsk zakład inżynierii spajania politechniki gdańskiej i linde gaz polska sp. z o.o. jednodniowe wykłady, pokazy sprzętu spawalniczego, spotkanie towarzyskie, zaświadczenie o szkoleniu tel.: 58 511 28 00; e-mail: iwona.janson@pl.linde-gas.com 1. międzynarodowa konferencja naukowo-techniczna napawanie – postęp i zastosowania 19-21 września wrocław dolnośląska sekcja spawalnicza simp; zakład spawalnictwa instytutu technologii maszyn i automatyzacji; wydział mechaniczny politechniki wrocławskiej; euromat, wrocław tel.: 71 720 20 74; e-mail: anna.wozna@pwr.wroc.pl 53. naukowo-techniczna konferencja spawalnicza nowe kierunki w procesach spajania i cięcia metali 12-14 października poznań simp – sekcja spawalnicza w poznaniu, technika spawalnicza poznań, rywal rhc tel.: 602 118 401; e-mail: miroslaw.nowak@techspaw.com.pl ps 10 2015 www.pdf 88 przegląd spawalnictwa vol. 87 10/2015 ocena odporności na korozję wysokotemperaturową złączy spawanych laserowo rur ożebrowanych wykonanych ze stopów niklu evaluation of high-temperature corrosion resistance of laser welded joints of finned tubes made of nickel alloys. dr hab. inż. janusz adamiec, prof. nzw. pśl; inż. maciej januszkiewicz – politechnika śląska. autor korespondencyjny/corresponding author: maciek.januszkiewicz@gmail.com streszczenie konieczność podnoszenia wydajności bloków energetycznych podyktowana jest zaostrzeniem przepisów przez unię europejską, dotyczących ograniczenia emisji co2 do atmosfery. wraz z podniesieniem ciśnienia i temperatury zaistniała potrzeba zastąpienia konwencjonalnych materiałów nowymi. na m. in. wymienniki ciepła zbudowane z rur ożebrowanych. materiałami takimi są nadstopy niklu typu inconel. w artykule przedstawiono wyniki badań odporności na korozję wysokotemperaturową złączy spawanych laserowo rur ożebrowanych wykonanych ze stopów niklu inconel 600 oraz 625. złącza poddano działaniu gazów symulujących spaliny w temperaturze 800 °c. badania odporności na korozję przeprowadzono w czasie do 1000 godzin, wykonując pomiary przyrostu masy produktów korozji co 250 godzin. dodatkowo wykonano badania metalograficzne – obserwacja na elektronowym mikroskopie skaningowym. w celu identyfikacji produktów korozji wykonano mikroanalizę składu chemicznego eds oraz identyfikację składu fazowego metodą xrd. w trakcie badania ujawniono występowanie szczelnej warstwy zgorzeliny składającej się w większości z tlenku chromu. wszystkie badane złącza charakteryzowały się wysoką odpornością na korozje wysokotemperaturową. słowa kluczowe: rury ożebrowane, nadstopy, korozja wysokotemperaturowa, złącza spawane, stopy nikli abstract the necessity of improving the efficiency of power units is dictated by the tightening of regulations by the european union regarding the reduction of co2 emissions into the atmosphere. increasing of pressure and temperaturę eventuate in need for the replacement of conventional materials with new ones. inter alia for heat exchangers constructed with finned tubes. one of the most up and comming materials are inconel nickel superalloys. this article presents results of research on high -temperature corrosion resistance laser-welded joints of finned tubes made of nickel alloy inconel 600 and 625. welded joints subjected to influence of simulated exhaust gas at a temperature of 800 °c. weight gain measurements of corrosion products executed every 250 hours. additionally, executed a metallographic observation on scanning electron microscope in order to identified the corrosion products made microanalysis of chemical composition eds and identification phase composition by xrd. tight layer of scale covering examined finned tubes mostly consisted of chromium oxide. all examined welded-joints characterized by high resistance to high -temperature corrosion. keywords: finned tubes, superalloys, high-temperature corrosion, welded joints, nickel superalloys wstęp ciągły wzrostu zapotrzebowania na energię elektryczną powoduje wzrost ilość produkowanej energii, a tym samym substancji szkodliwych emitowanych do środowiska. w celu ochrony, zarówno środowiska jak i zdrowia ludzkiego unia europejska wprowadza coraz to bardziej rygorystyczne normy emisji spalin. jedynym rozwiązaniem pozwalającym jednocześnie zwiększyć wydajność bloków energetycznych oraz ograniczyć emisję szkodliwych spalin janusz adamiec, maciej januszkiewicz jest podniesienie parametrów ciśnienia oraz temperatury pary [1]. współczesne bloki o parametrach nadkrytycznych charakteryzują się temperaturą pary świeżej na poziomie 600-630 °c przy ciśnieniu 25-30 mpa oraz temperaturą pary przegrzanej 610-630 °c [2,3]. sprawność takich bloków szacuje się na poziomie 45-46%. konieczność zwiększania sprawności bloków do ponad 50% wymaga podniesienia 89przegląd spawalnictwa vol. 87  10/2015 parametrów na poziom ultranadkrytyczny, tj. do temperatura pary świeżej 720 °c przy ciśnieniu 35mpa [3]. tego typu bloki wymagają zastosowania nowych materiałów, np. stopów niklu. w kotłach parowo-gazowych oraz w instalacjach przemysłowych dla zwiększenia sprawności cieplnej wymienników stosuje się rury ożebrowane. rury ożebrowane wydajnie zwiększają powierzchnię wymiany ciepłą (ok. trzykrotnie w stosunku do rur gładkich) podnosząc tym samym sprawność cieplną wymiennika. analiza danych literaturowych wskazuję, że głównym czynnikiem decydującym o sprawności cieplnej rur ożebrowanych jest ciągłość spoiny (połączenia rura-żebro) oraz stopień wtopienia spoiny. nieciągłość spoiny na 50% długości żebra powoduje obniżenia sprawności cieplnej o prawie 20% [4]. brak przetopienia lub niepełne przetopienie spoiny decyduje również o odporności połączenia na korozję wysokotemperaturową w atmosferze spalin. w literaturze brak jest jednak danych na temat odporności na korozję wysokotemperaturową rur ożebrowanych stosowanych w wymiennikach ciepła dla energetyki. w związku z tym niezbędne jest prowadzenie badań nad odpornością na korozję wysokotemperaturową złącz w rurach ożebrowanych, spawanych laserowo wykonanych z materiałów o dużym potencjale zastosowania w blokach na parametry nadkrytyczne i ultranadkrytyczne, tj. z nadstopów niklu. cel i zakres badań celem pracy była ocena odporności na korozję wysokotemperaturową złączy rura -żebro wykonanych ze stopów niklu inconel 600 i inconel 625. badania prowadzono na rurach ożebrowanych spawanych laserowo w centrum innowacyjnych technologii laserowych energoinstal sa. zakres pracy obejmował wykonanie badań odporności na korozję wysokotemperaturową w atmosferze symulowanych gazów spalinowych o składzie chemicznym: 0,2% hcl, 0,08% so2, 9,0% o2 oraz n2 w temperaturze 800 ºc przez 1000 godzin. metodyka i wyniki badań badania odporności na korozję wysokotemperaturową złącza rura żebro w atmosferze symulowanych spalin zostały wykonane w instytucie nauki o materiałach wydziału inżynierii materiałowej i metalurgii w katowicach. schemat stanowiska badawczego zbudowanego z pieców rurowych z zabudowanymi rurami kwarcowymi i ceramicznymi, reduktorów, punktów poboru gazu z rotametrami, układu neutralizującego oraz butli z gazami wchodzącymi w skład symulowanej mieszaniny gazów pokazano na rysunku 1. jako miarę odporności na korozję wysokotemperaturową rur ożebrowanych przyjęto zmianę masy próbki po badaniach. rys. 1. schemat stanowiska do badań korozji wysokotemperaturowej rur ożebrowanych fig. 1. the scheme of the high-temperature corrosion tests post do badań wycięto próbki złączy rura-żebro spawanych laserowo spoiną pod żebro. szerokość próbki obejmowała trzy żebra. tak przygotowane próbki umieszczono w tygielkach badawczych z al2o3 i zamocowano w komorze badawczej pieca rurowego. jako mieszaninę gazów testowych stosowano mieszankę o składzie n2 + 9% o2 + 0,08% so2 + 0,2 %hcl, której skład odpowiada typowym spalinom w kotłach odzysknicowych w układach suchego chłodzenia koksu cdq. badania odporności na korozję wysokotemperaturową złączy spawanych przeprowadzono w temperaturze 800 ºc. procedura eksperymentu została podzielona na trzy etapy: – nagrzewanie wsadu pieca w atmosferze argonu, aż do zadanej temperatury (800 ºc), – w celu uniknięcia procesu utleniania próbek; – wytrzymanie próbek w atmosferze korozyjnej o zadanych stężeniach gazów przy zadanej temperaturze i przepływie mieszaniny gazów zapewniającym jednokrotną wymianę atmosfery w czasie czterech godzin; – chłodzenie wsadu pieca w atmosferze argonu, aż do temperatury 20 ºc. badania odporności na korozję przeprowadzono w czasie do 1000 godzin, wykonując pomiary przyrostu masy produktów korozji co 250 godzin. dla każdej z próbek wykonywano po trzy pomiary masy, które zostały uśrednione. odchylenie standardowe od średniej było poniżej 1%. przykładowe krzywe opisujące zmianę masy w czasie dla rur ożebrowanych ze stopu inconel 600 i inconel 625 pokazano na rysunku 2. uzupełnieniem badań odporności złączy spawanych rura-żebro na korozję wysokotemperaturową były badania metalograficzne. przykładowe próbki po badaniach korozyjnych oraz powierzchnię złącza obserwowaną na elektronowym mikroskopie skaningowym (sem) pokazano na rysunku 3. w celu identyfikacji produktów korozji wykonano mikroanalizę składu chemicznego eds oraz identyfikację składu fazowego metodą xrd. wyniki pokazano odpowiednio na rysunkach 4÷5. rys. 2. zmiana masy próbek rur ożebrowanych spawanych laserowo spoiną pod żebro ze stopów inconel 600 i inconel 625 fig. 2. the mass change of the laser-welded finned tubes made of alloy inconel 600 and inconel 625 90 przegląd spawalnictwa vol. 87 10/2015 rys. 3. powierzchnia próbek wyciętych z rur ożebrowanych ze stopów niklu spawanych laserowo po badaniach odporności na korozję wysokotemperaturową w atmosferze gazów spalinowych przez 1000 godzin w temperaturze 800 °c: a) powierzchnia próbki ze stopu inconel 600, b) produkty korozji w obszarze grani spoiny stopu inconel 600, c) powierzchni próbki ze stopu inconel 625, d) równomiernie rozłożone produkty korozji na powierzchni próbki ze stopu inconel 625 z widocznymi pęknięciami fig. 3. the surface of samples cut from the laser welded finned tubes made of nickel alloys after high-temperature corrosion tests in the atmosphere of the exhaust gas for 1000 hours at 800 ° c nat: a ) the surface of the sample inconel 600, b ) the corrosion products in the area of the weld root inconel 600, c ) of the sample surface inconel 625, d ) uniformly distributed corrosion products on the surface of the sample inconel 625 with visible cracks rys. 4. wyniki badań produktów korozji rur ożebrowanych ze stopu inconel 600: a) powierzchnia próbki z warstwą produktów korozji, b) wyniki mikroanalizy składu chemicznego (eds), c) wyniki analizy składu chemicznego produktów korozji fig. 4. the results of the finned tubes corrosion products examination of inconel 600 : a) the sample surface with a layer of corrosion products b ) the results of chemical composition microanalysis (eds), c) the results of analysis of chemical composition of the corrosion products rys. 5. wyniki badań produktów korozji rur ożebrowanych ze stopu inconel 625: a) powierzchnia próbki z warstwą produktów korozji, b) wyniki mikroanalizy składu chemicznego (eds), analiza wyników i wnioski c) wyniki analizy składu chemicznego produktów korozji fig. 5. the results of the finned tubes corrosion products examination of inconel 625 : a) the sample surface with a layer of corrosion products b ) the results of chemical composition microanalysis (eds) analysis of results and conclusions, c) the results of analysis of chemical composition of the corrosion products analiza wyników i wnioski analiza zmiany masy próbek rur ożebrowanych ze stopów niklu spawanych laserowo podczas badań odporności na korozję wysokotemperaturową w symulowanych spalinach wskazuje, że charakteryzują sie one wysoką odpornością na korozję wysokotemperaturową w atmosferze spalin typowych dla układów suchego gaszenia koksu. przebieg korozji jest zbliżony do funkcji liniowej, tj. wraz z czasem oddziaływania temperatury i gazów korozyjnych wzrasta masa produktów korozji (rys. 2). stwierdzono, że szybkość korozji jest podobna dla wszystkich badanych próbek, niezależnie od technologii wykonania połączenia oraz materiału i wynosi średnio ok 0,0002 g/100 h (rys. 2). liniowy charakter przebiegu procesu korozji oraz określona zależność zmiany grubości żebra w czasie pozwoliły na wyznaczenie trwałości rury ożebrowanej rozumianej jako czas, w którym jest zachowane połączenie metaliczne pomiędzy rurą a żebrem, co zapewnia prawidłową wymianę ciepła [1]. na podstawie przeprowadzonych pomiarów zmiany szerokości żebra w funkcji czasu stwierdzono, że prawidłowo wykonane złącze rura płaskownik o szerokości 1 mm, w warunkach korozji wysokotemperaturowej w spalinach o składzie chemicznym n2 + 9% o2 + 0,08% so2 + 0,2 %hcl (typowe spaliny dla kotłów odzysknicowych 91przegląd spawalnictwa vol. 87  10/2015 w układzie cdq) charakteryzują się trwałością ponad 10 lat. każda niezgodność spawalnicza w postaci zaniżonego lica spoiny, braku pełnego przetopienia, pęknięcia, porów i pęcherzy, która skutkuje zmniejszeniem przekroju spoiny, może obniżać trwałość rury ożebrowanej. podobne badania wykonane dla rur ożebrowanych ze stali konwencjonalnych ferrytyczno-perlitycznych w gatunku p265gh wykazały, że trwałość rur ożebrowanych jest na poziomie 40 miesięcy [1]. potwierdzają to wyniki badań metalograficznych. ocena wizualna próbek po badaniach odporności na korozje wysokotemperaturową wykazały na powierzchni wszystkich próbek jednorodną warstwę produktów korozji (rys. 3). warstwa produktów korozji na powierzchni rury ożebrowanej powoduje nieznaczne ograniczenie wymiany ciepła pomiędzy spalinami a wodą lub parą wodną wewnątrz rury, natomiast zabezpiecza przed korozja wysokotemperaturową. wyniki mikroanalizy składu chemicznego (eds) produktów korozji zarówno dla rur ożebrowanych ze stopu inconel 600 (rys. 4b) jak i dla rur ze stopu inconel 625 (rys. 5b) potwierdziły większą zawartość chromu oraz tlenu, co wskazuję, że obecność warstwy pasywującej tlenku chromu (rys. 4a, 5a). analiza wyników analizy fazowej (xrd) badanych produktów korozji wykonana na dyfraktometrze rentgenowskim jeol jdx-7s, stosując lampę z anodą miedzianą (λcukα = 1,54178 ǻ) zasilaną prądem o natężeniu 20 ma przy napięciu 40 kv, oraz monochromator grafitowy na proszkowych próbkach produktów korozji, potwierdziła obecność tlenku cr2o3 w warstwie produktów korozji (rys. 4c, 5c). jest to korzystne ze względu na to, że warstwa cr2o3 jest ciągła i dobrze przylega do podłoża, a w warunkach korozji wysokotemperaturowej szybko się odbudowuje, co zapewnia stałą ochronę przed korozją. w stopie inconel 625 ponadto ujawniono również fazę ni3nb (rys. 5c). potwierdzono również tą fazę w strukturze materiału próbek po wytrzymaniu w temperaturze 800 ºc przez 1000 godzin zarówno w materiale rury jak również w materiale żebra. obecność tej fazy w elementach pracujących w temperaturach powyżej 650 ºc powoduje spadek właściwości wytrzymałościowych [5]. na podstawie przeprowadzonych badań oraz analizy ich wyników stwierdzono, że: – rury ożebrowane spawane laserowo ze stopów niklu inconel 600 i inconel 625 są odporne na korozję wysokotemperaturową w atmosferze spalin (n2 + 9% o2 + 0,08% so2 + 0,2 %hcl) typowych dla instalacji qcd w temperaturze do 800 ºc – korozja wysokotemperaturowa w zakresie do 1000 godzin przebiega liniowo – z szybkością 0,0002g/1000h, co potwierdza bardzo dużą odporność na korozję chemiczną rur ożebrowanych ze stopów niklu – na powierzchni tworzy się warstwa pasywująca zbudowana głównie z tlenku chromu cr2o3, która zabezpiecza powierzchnię rur ożebrowanych przed oddziaływaniem agresywnego środowiska spalin. praca.sfinansowana.w.ramach.projektu.pbs1/a5/13/2012,.pt .:.„technologia.spawania.laserem.rur.ożebrowanych.ze.stali.austenitycznych.i.stopów.niklu.przeznaczonych.do.pracy.w.kotłach.o.parametrach.nadkrytycznych.i.ultra.nadkrytycznych”.przez.ncbir literatura [1] m. więcek: wpływ technologii spawania na strukturę i właściwości rur ożebrowanych dla przemysłu energetycznego, rozprawa doktorska, politechnika śląska, wydział inżynierii materiałowej i metalurgii 2015. [2] t.chmielniak, h. łukowicz, a. kochaniewicz, m. mroncz, supercriticalcoal – firedunits. directions of improving efficiency and reducing co2, energetyka, 2011, nr 2 – 3, s. 84 – 87. [3] raporty parlamentu europejskiego, energetyka i środowisko, 10.2010. [4] p. adamiec, g. niewielski, s. lalik: badania spawanych rur ożebrowanych po symulowaniu warunków eksploatacji, materiały konferencyjne: viii międzynarodowa konferencja spawanie w energetyce, tatrzańska łomnica 1996. [5] s. zhang, d. zhao, aerospace materials handbook, crc press, 2002, isbn 1439873305. 201203_pspaw.pdf 37przegląd spawalnictwa 3/2012 eugeniusz turyk marcin ciepły mirosław pęcherek marek potrzebski tadeusz kuzio bogusław czwórnóg agnieszka żydzik-białek margrit bormann andrzej jastrzębiowski spawanie laserowe w naprawie napisu arbeit macht frei z bramy głównej byłego obozu auschwitz i laser welding in repair of the arbeit macht frei  inscription parts of the former auschwitz i camp  entrance gate mgr agnieszka żydzik-białek, dipl.-rest. (fh) margrit bormann, mgr andrzej jastrzębiowski – państwowe muzeum auschwitz-birkenau w oświęcimiu, mgr inż. marcin ciepły, mirosław pęcherek, marek potrzebski – formserwis, bydgoszcz, dr hab. inż. eugeniusz turyk, mgr inż. tadeusz kuzio, dr inż. bogusław czwórnóg – instytut spawalnictwa, gliwice. streszczenie w artykule przedstawiono zastosowanie spawania laserowego w naprawie napisu arbeit macht frei. obejmowało ono wykonanie ściegów licowych w złączach doczołowych rur scalających konstrukcję napisu, spawanie naprawcze pęknięć w oryginalnych spoinach łączących litery z rurami, napawanie w celu odtworzenia pierwotnego kształtu spoin oraz miejscowe impulsowe przetapianie laserowe lica spoin naprawczych w celach dekoracyjnych. abstract the paper presents application of the laser welding in repair of the arbeit macht frei inscription. it included production of the face side runs in butt joints of tubes bonding the inscription structure, repair welding of fractures in the original welds joining letters with tubes, surfacing in order to reconstruct original shape of welds as well as laser spot impulse remelting of the weld faces for decoration purposes. wstęp elementy zniszczonego podczas kradzieży napisu arbeit macht frei z bramy głównej byłego niemieckiego, nazistowskiego obozu auschwitz i, zostały poddane bardzo starannym działaniom konserwatorskim realizowanym przez sekcję konserwatorską państwowego muzeum auschwitz-birkenau. poszczególne elementy napisu zostały połączone z zastosowaniem technologii spawania. istotną rolę w przygotowaniu elementów do spawania odegrało prostowanie elementów napisu przez firmę metaloplastyki artystycznej edex-pol w sułkowicach. instytut spawalnictwa przeprowadził prace dotyczące wyboru technologii spawania naprawczego elementów napisu, spełniającej wymagania sekcji konserwatorskiej, oraz sprawował nadzór technologiczny przy spawaniu naprawczym elementów napisu. spawanie elementów napisu wykonała firma formserwis z bydgoszczy, spełniając wszystkie wymagania sekcji konserwatorskiej [1, 2] i instytutu spawalnictwa [3, 4]. przebieg i wyniki tych prac przedstawiono w [5]. niniejszy 38 przegląd spawalnictwa 3/2012 artykuł poświęcono szczegółom zastosowania w pracach naprawczych spawania laserowego, podkreślając jego specyfikę i zalety [6]. urządzenia spawalnicze stanowisko spawalnicze w pomieszczeniu warsztatu ślusarskiego działu konserwacji muzeum firma formserwis wyposażyła w urządzenie do spawania metodą tig typu inverter-tig-power 1965 dc-hf -puls prod. cebora oraz urządzenie alm 200 prod. alpha laser (niemcy) przeznaczone do spawania i napawania laserowego z głowicą ruchomą (rys. 1). urządzenie to jest wyposażone w laser impulsowy nd:yag o długości fali 1064 nm, średniej mocy 200 w i energii impulsu 90 j [7]. jest ono mobilne (wymiary 1400x730x1505 mm, masa 345 kg) i umożliwia spawanie laserem w różnorodnych, trudno dostępnych miejscach. ruch ramienia z obrotowo-wychylną głowicą laserową jest sterowany przez operatora za pomocą joysticka. możliwości operowania tą głowicą są podobne jak przy spawaniu uchwytem tig. technologia spawania do wykonywania złączy doczołowych rur napisu przyjęto technologię spawania warstwy przetopowej i wypełniającej metodą tig, a następnie rys. 1. urządzenie laserowe alm 200 na stanowisku do spawania napisu zamocowanego na stole montażowym fig. 1. alm 200 laser equipment in the station for welding of the inscription fixed in the welding bench rys. 2. makrostruktura złącza rury wykonanego metodą tig: a) obwodowego, b) wzdłużnego. traw. nital fig. 2. macrostructure of tig welded joint of a tube: a) circumferential, b) longitudinal welds. nital etching ułożenie warstwy licowej laserowo. wyniki badań modelowych złączy próbnych rur, obejmujących kontrolę wizualną, badania metalograficzne makroskopowe i badania twardości, potwierdziły przydatność do spawania naprawczego napisu metodą tig oraz metodą laserową wg instrukcji technologicznych spawania wps opracowanych przez formserwis na rysunku 2 zamieszczono zdjęcia makrostruktury złączy modelowych wykonanych przez spawacza tig w ramach dopuszczenia do prac naprawczych. badania wykazały poziom jakości b złączy obwodowych i złącza wzdłużnego rury, przy czym ocenie nie poddawano przesunięcia liniowego występującego w rurach celowo odkształconych przed spawaniem. przed spawaniem złącza górnej i dolnej rury (średnicy 33x3 mm) historycznego napisu zostały zukosowane na v, kąt ukosowania wynosił 50÷60°. spawanie prowadzono w pozycji podolnej. do spawania metodą tig zastosowano pręty castotig 45255w prod. castolin eutectic. po spawaniu metodą tig szlifowano nadlew wykonanej spoiny do głębokości 0,3÷0,4 mm poniżej średnicy zewnętrznej rury i wykonywano metodą laserową warstwę licową. do spawania laserowego stosowano drut lasertech 45273 la o średnicy 0,6 mm, prod. castolin eutectic. drut ten był podawany przez operatora do strefy spawania ręcznie (rys. 3 i 4). kąt nachylenia i średnica wiązki laserowej, kąt rys. 3. spawanie laserowe złącza doczołowego rury dolnej napisu (operator mirosław pęcherek) fig. 3. laser welding of butt joint in lower tube of the inscription (operator mirosław pęcherek) rys. 4. strefa spawania laserowego warstwy licowej złącza doczołowego rury napisu fig. 4. laser welded zone of the face layer of the butt joint in the inscription tube a) b) 39przegląd spawalnictwa 3/2012 pochylenia drutu, kierunek podawania drutu i położenie końcówki drutu względem ogniska wiązki laserowej zapewniały wymagane wtopienie i prawidłowe formowanie układanego ściegu. spawanie laserowe elementów napisu prowadzono z osłoną gazową argonu wysokiej czystości argon premier n 5.2 (99,9992% ar), prod. air products. stosowano tryb spawania impulsowy, moc impulsu wynosiła 185 w, energia impulsu 11,5 j, a czas trwania impulsu wynosił 9,5 ms. próby technologiczne potwierdziły także możliwość wykonywania na licu spoin laserem impulsowym, bez dodatku spoiwa, nieregularnych dekoracyjnych plamek, maskujących charakterystyczny układ izoterm krystalizacji (rys. 5). wstępne próby wykonywania plamek dekoracyjnych przeprowadzono bez osłony gazowej, w celu uzyskania efektu utlenienia (zaczernienia) powierzchni. badania metalograficzne wykazały, że głębokość wtopienia w miejscach plamek nie przekracza 0,52 mm. stwierdzono także, że w warstwie licowej w obszarze plamek występują pęcherze gazowe (rys. 6). w związku z tym, w celu wyeliminowania porowatości przy wykonywaniu plamek, zastosowano osłonę argonu, analogicznie jak przy spawaniu laserowym warstwy licowej. rys. 5. widok złącza doczołowego rur (a) i plamek dekoracyjnych wykonanych laserem na licu spoiny (b) fig. 5. butt joint in tubes (a) and decoration spots made with laser in the weld face (b) rys. 6. struktura strefy powierzchniowej poddanej impulsowej obróbce laserowej z zaznaczoną głębokością miejscowego wtopienia 0,5091 mm (zgład nr 5). widoczne drobne pęcherze gazowe. traw. nital. pow. 200x fig. 6. the structure of surface layer subjected to impulse laser processing with local penetration depth of 0,5091 mm marked (macrosection no. 5). visible small gas cavities. nital etching, magn. 200x rys. 7. laserowe spawanie litery r w wyrazie frei: a) ustawienie głowicy laserowej, b) ustawienie dyszy doprowadzającej gaz osłonowy do strefy spawania fig. 7. laser welding of the letter r in the word frei: a) laser head setting, b) the setting of a nozzle supplying shielding gas to the welding zone a) b) technologia naprawcza laserowego spawania pęknięć kontrola wizualna spoin napisu, wykonana po piaskowaniu, wykazała obecność krótkich pęknięć w niektórych oryginalnych spoinach. do zaspawania tych wąskich szczelin nie są przydatne metody: tig oraz mikroplazmowa ze względu na stosunkowo dużą szerokość układanych ściegów. metody te nie spełniają wymagania sekcji konserwatorskiej dotyczącego minimalnej ingerencji w materię zabytkową napisu. znacznie węższe ściegi uzyskuje się przy spawaniu laserowym. w związku z tym została wykonana próba spawania laserowego pęknięcia spoiny w górnym złączu spawanym litery r z rurą w wyrazie frei (rys. 7). rys. 8. pęknięcie w górnym złączu spawanym litery r z rurą w wyrazie frei fig. 8. a fracture in the upper welded joint of letter r and tube in the word frei rys. 9. spoina laserowa w górnym złączu spawanym litery r z rurą w wyrazie frei. widoczny układ zachodzących na siebie dwóch ściegów lica spoiny fig. 9. laser weld in the upper welded joint of letter r and tube in the word frei. visible two overlap runs of the weld face a) b) 40 przegląd spawalnictwa 3/2012 widok pęknięcia przed spawaniem oraz po spawaniu przedstawiono na rysunkach 8 i 9. kontrola wizualna wykazała, że spoina laserowa jest prawie niewidoczna, więc uzyskany został równocześnie efekt dekoracyjny (rys. 9). w związku z tym uzgodniono, że inne nieduże pęknięcia, wyszczególnione w opracowaniu [4], które nie będą naprawiane metodą tig, zostaną zaspawane laserowo, aby zachować ich dotychczasowy stan [8]. odtworzenie pierwotnego kształtu spoin wykorzystując możliwości napawania laserowego, podjęto próbę odtworzenia pierwotnego kształtu spoin wg fotografii napisu, wykonanych przez sekcję konserwatorską w 2006 r. dotyczyło to: – dolnej przedniej spoiny w złączu litery t w wyrazie arbeit, – górnej i dolnej w złączach litery i w wyrazie frei, – dolnej w złączu litery r w wyrazie frei. rys. 10. historyczny napis po zakończeniu prac spawalniczych. od lewej stoją: mirosław pęcherek, agnieszka żydzik-białek i andrzej jastrzębiowski fig. 10. original inscription after termination of the welding works. standing from the left: mirosław pęcherek, agnieszka żydzik-białek and andrzej jastrzębiowski. podsumowanie spawanie laserowe zostało zastosowane w pracach konserwatorskich dotyczących naprawy historycznego napisu arbeit macht frei, z bramy głównej byłego niemieckiego, nazistowskiego obozu auschwitz i, przy: – wykonywaniu warstwy licowej złączy rury dolnej i górnej napisu, – spawaniu naprawczym pęknięć w oryginalnych spoinach łączących litery z rurami napisu, – napawaniu w celu odtworzenia pierwotnego kształtu spoin według archiwalnych fotografii. w przypadku złączy rurowych oraz pozostałych złączy, gdzie zgodnie z wymaganiami sekcji konserwatorskiej wskazane było pokrycie ich powierzchni literatura [1] napis arbeit macht frei z bramy głównej byłego obozu auschwitz i. nr inw. a-43. opracowanie sekcji konserwatorskiej państwowego muzeum auschwitz-birkenau w oświęcimiu, 2010. [2] żydzik-białek a., jastrzębiowski a.: program prac konserwatorskich. napis arbeit macht frei z bramy głównej byłego obozu auschwitz i. nr inw. a-43. sekcja konserwatorska państwowego muzeum auschwitz-birkenau, 2010. [3] wykonanie badań dotyczących wyboru technologii spawania elementów napisu arbeit macht frei z bramy głównej byłego obozu auschwitz i. orzeczenie nr zt/294/10. instytut spawalnictwa, gliwice, 2011. [4] nadzór technologiczny przy spawaniu naprawczym elementów napisu arbeit macht frei z bramy głównej byłego plamkami dekoracyjnymi, zastosowane zostało miejscowe przetapianie laserowe, w celu naniesienia na licu złączy spawanych nieregularnie rozmieszczonych plamek. impulsowa obróbka laserowa zapewniła spełnienie wymagania, aby połączenia fragmentów napisu były nie tylko trwałe, lecz także jak najmniej widoczne. jakość spawanych złączy napisu spełnia wymagania sekcji konserwatorskiej państwowego muzeum auschwitz-birkenau pod względem kształtu, wymiarów i wyglądu powierzchni. scalony napis (rys. 10) został przekazany do dalszych prac konserwatorskich, przed jego umieszczeniem na planowanej nowej wystawie głównej muzeum. obozu auschwitz i. orzeczenie nr zt/289/11. instytut spawalnictwa, gliwice, 2011. [5] turyk e., żydzik-białek a., bormann m., jastrzębiowski a., kościelniak m., kuzio t, czwórnóg b.: spawanie naprawcze elementów napisu arbeit macht frei z głównej bramy wejściowej byłego niemieckiego, nazistowskiego obozu auschwitz i. biuletyn instytutu spawalnictwa, nr 6/2011, s. 42-48. [6] banasik m.: spajanie ze spoiwem w postaci drutu laserami różnych typów. biuletyn instytutu spawalnictwa, gliwice, 5/2011, s. 32-35. [7] systemy do spawania laserowego. www.alphalaser.de. [8] mapowanie spawów obrazujące ich stan zachowania. sekcja konserwatorska państwowego muzeum auschwitz-birkenau, oświęcim, 2011. kontrola wizualna wykonanych w ten sposób spoin nie wykazała w nich niezgodności spawalniczych typu pęknięcia oraz pory gazowe. kształt odtworzonych spoin został zaakceptowany przez sekcję konserwatorską. 201209_pspaw.pdf 9przegląd spawalnictwa 9/2012 stanisław dudek tadeusz gancarczyk paweł sosnowy zastosowanie natryskiwania cieplnego na przykładzie silnika turbinowego thermal spraying use in the example of turbine engine dr inż. stanisław dudek, dr inż. tadeusz gancarczyk, mgr inż. paweł sosnowy – wsk „pzl – rzeszów” s.a. streszczenie przedstawiono informacje dotyczące systemu areologicznego natryskiwania cieplnego, omówiono jego istotę i odmiany, przedstawiono ich modele funkcjonalne i fizyczne. omówiono różnice między właściwościami systemu elementów i właściwościami sumy elementów systemu areologicznego. zaproponowano wprowadzenie pojęcia współczynnika synergizmu do oceny jakości systemu i do kwantyfikowania właściwości systemu. podano kilka przykładów współczynnika synergizmu technologii. abstract the principles of areology system of thermal spraying on done, the essence of areological system of thermal spraying was described and the functional and physic models of areological system was presented. the difference between properties of elements system and properties of the sum of system elements was discussed. on propose to introduce the synergism of coefficient to valuation of quality of areological system and to qualification of properties system. on done some examples of synergism of coefficient of technology. proces natryskiwania cieplnego w wsk rzeszów wytwórnia sprzętu komunikacyjnego „pzl-rzeszów” s.a. w rzeszowie jest jednym z największych zakładów branży lotniczej w polsce, produkującym lotnicze silniki turbinowe i odrzutowe oraz zespoły przenoszenia napędu dla śmigłowców. przy produkcji napędów lotniczych wymagane jest stosowanie najnowocześniejszych technologii wytwarzania, do których należy m.in. technologia natryskiwania cieplnego. początki technologii natryskiwania cieplnego w wsk sięgają już lat 50. xx w., kiedy to do regeneracji wymiarów części maszyn stosowano prosty gazowy pistolet do natryskiwania drutem. w zakładzie remontowym proces nazywany był shoopowaniem. prawdziwy początek stosowania procesu natryskiwania cieplnego w wsk rzeszów związany jest z zakupem w 1978 r. zestawu urządzeń do natryskiwania firmy metco (rys. 1). w skład zestawu wchodziły następujące elementy: – system natryskiwania plazmowego 7m, – system natryskiwania płomieniowego proszkiem 6p, – system natryskiwania płomieniowego drutem 12e, – system wentylacyjny, – układ mocowania części (oś pozioma i pionowa), – układ przesuwu palników, – kabina dźwiękochłonna. rys. 1. system do natryskiwania cieplnego firmy metco fig. 1. metco thermal spraying system 10 przegląd spawalnictwa 9/2012 system natryskiwania plazmowego 7m składa się z następujących elementów: – źródła prądu 7mr (rys. 2), – konsoli sterującej 7mc, – podajnika proszku 3 mp, – chłodnicy, – pistoletów 3k, 7mb oraz 7 mxt (rys. 3). system natryskiwania płomieniowego proszkiem składa się z szafy sterującej przepływami gazów, podajnika proszku 3 mp oraz pistoletu 6p (rys. 4). system natryskiwania płomieniowego drutem obejmuje szafę sterującą przepływami gazów procesowych oraz dwa pistolety – ręczny 10e oraz maszynowy 5k. pistolet ręczny wyposażony jest w pneumatyczny podajnik drutu, natomiast palnik maszynowy zawiera podajnik z silnikiem elektrycznym. obydwa palniki umożliwiają natryskiwanie powłok z drutów o średnicach 1,6 oraz 3,2 mm, a także prętów o średnicy 6 mm. operator podczas procesu natryskiwania przebywał bezpośrednio w kabinie i był wyposażony w sprzęt ochrony osobistej. rys. 2. szafa sterownicza 7mr fig. 2. 7mr control box rys. 3. pistolety do natryskiwania: a) płomieniowego 3k, b) plazmowego 7 mb fig. 3. spraying guns: a) for flame spraying 3k, b) for plasma spraying 7mp rys. 4. podajnik proszku 3m oraz pistolet 6p stosowane w procesie natryskiwania płomieniowego fig. 4. powder suplier 3m and gun 6p used in flame spraying urządzenia te były wykorzystywane zarówno do procesów regeneracji, jak i do wytwarzania powłok na częściach produkcyjnych. system natryskiwania plazmowego był stosowany do wytwarzania powłok z proszków metalicznych oraz ceramicznych. wykorzystując posiadany sprzęt, opracowano parametry wytwarzania ceramicznych powłok uszczelniających dla tytanowych kadłubów sprężarki silnika twd 10b. w początkowym etapie powłoka uszczelniająca wykonywana była metodą natryskiwania płomieniowego ze spiekanych prętów. proces ten wymagał natryskiwania powłok na połówkach części ze względu na konieczność użycia pistoletu 5k. we współpracy z politechniką wrocławską opracowano technologię wytwarzania proszku grafit-nikiel, a następnie technologię plazmowego natryskiwania powłoki uszczelniającej dla kadłubów sprężarki. powłoki uszczelniające z proszków nikiel-grafit oraz ni-cr-bn na średnice zewnętrzne natryskiwano za pomocą pistoletu płomieniowego proszkowego 6p. w 1995 r. zakupiono w firmie sulzer metco system a3000 s do natryskiwania plazmowego (rys. 5). system zawierał następujące elementy: – dźwiękoszczelną kabinę do natryskiwania, – stół obrotowy z możliwością przechyłu, – robota do manewrowania i realizacji ruchu palnika w procesie natryskiwania, – źródło prądu, – wymiennik ciepła, – komputerowe sterowanie a3000, – podajnik proszku, – pistolety plazmowe f4 mb i sm f1, – pistolet cds 100 do procesu natryskiwania hvof. w 2011 r. system ten został zmodernizowany do systemu multicoat – w miejsce pistoletu cds 100 zainstalowano pistolet 6pii do natryskiwania płomieniowego. kolejne systemy do natryskiwania cieplnego kupowano już po prywatyzacji firmy. wsk „pzl-rzeszów” s.a. od 2002 roku jest częścią światowego koncernu united technologies. w 2005 r. zakupiono nowoczesny system natryskiwania cieplnego firmy sulzer metco typu multicoat (rys. 6÷8), a w 2006 r. zrobotyzowany system natryskiwania z firmy thermico. rys. 5. system automatyczny do wykonywania powłok aps i hvof fig. 5. automatic station for aps and hvof spraying a) b) 11przegląd spawalnictwa 9/2012 rys. 6. system do natryskiwania plazmowego metodą aps – multicoat firmy sulzer metco fig. 6. view of station for aps plasma spraying – multicoat by sulzer metco rys. 7. wyposażenie kabiny do natryskiwania fig. 7. spraying cabin equipment rys. 8. podajnik proszku twin 120a fig. 8. twin 120a powder supplier rys. 9. system thermico wyposażony w pistolet a60 podczas pracy fig. 9. thermico system with a60 gun during work kolejny system multicoat został zakupiony w 2009 r., a w 2010 r. zakupiono trójelektrodowy pistolet triplex pro 200. obecnie dostępne są 4 nowoczesne systemy natryskiwania – 3 z firmy sulzer metco i jeden z thermico (rys. 9). systemy te wyposażone są w palniki plazmowe jednokatodowe f4 mb, smf1 i a60 oraz w pistolet trójkatodowy triplex pro 200 (rys. 10). wszystkie systemy do procesu natryskiwania są całkowicie zautomatyzowane, wyposażone w manipulatory i sterowane komputerowo. proces natryskiwania realizuje zadany program. przykłady powłok natryskiwanych w silniku lotniczym nowoczesne silniki lotnicze stawiają przed konstruktorami wysokie wymagania związane z warunkami pracy. z tego powodu, w celu obniżenia kosztów materiałowych oraz poprawy parametrów użytkowych części silnikowych, stosuje się powłoki wytwarzane metodą natryskiwania cieplnego. powłoki te znajdują zastosowanie we wszystkich modułach silnika lotniczego. typowe powłoki stosowane w podstawowych modułach silników produkowanych w wsk rzeszów są przedstawione na rysunku 11: wentylator (powłoka uszczelniająca, powłoka odporna na korozję), sprężarka (powłoka odporna na korozję i erozję), komora spalania (powłoka typu bariera termiczna), turbina (powłokowa bariera cieplna). rys. 10. pistolet: a) jednokatodowy f4mb, b) trójkatodowy triplex pro200 fig. 10. one-cathode gun f4mb (a) and three-cathode gun triplet pro200 (b) rys. 11. silniki lotnicze fig. 11. aircraft engine a) b) turbowałowy sprężarka komora spalania turbośmigłowy turbina 12 przegląd spawalnictwa 9/2012 na rysunku 12a przedstawiono kadłub sprężarki osiowej z powłoką uszczelniającą natryskiwaną cieplnie (rys. 12b). rysunek 13a przedstawia tuleję łożyska z powłoką antyerozyjną (rys. 13b). komora spalania silnika pzl 10w jest pokazana na rysunku 14a, a mikrostruktura natryśniętej powłoki typu bariera cieplna na rysunku 14b. tuleja uszczelnienia układu olejowego z nałożoną powłoką tlenkową jest widoczna na rysunku 15. na rysunku 16a przedstawiono proces regeneracji średnicy bazowej części przy użyciu procesu natryskiwania plazmowego. materiałem użytym do regeneracji jest proszek molibdenowy. mikrostrukturę wykonanej powłoki przedstawiono na rysunku 16b. kontrola powłok wraz z rozwojem powłok natryskiwanych równolegle następował rozwój zaplecza laboratoryjnego. laboratorium metalograficzne umożliwia ocenę powłok natryskiwanych zarówno pod kątem sprawdzenia przyczepności powłoki do podłoża, jak i oceny mikrostruktury powłoki. w celu zapewnienia właściwej oceny mikrostruktury powłok natryskiwanych opracowano zestaw parametrów szlifowania i polerowania zgładów metalograficznych. do przygotowania zgładów stosowane są urządzenia firm struers i mettech (rys. 17). kontrola powłok otrzymanych w procesie natryskiwania prowadzona jest dwuetapowo: – ocena mikrostruktury dokonywana jest drogą badań metalograficznych na próbkach wykonywanych równocześnie z procesem nakładania powłok na części, – ocena wykonanej powłoki na części obejmuje pomiar grubości powłoki, położenia na części oraz stanu powierzchni (porowatość zewnętrzna, mikropęknięcia, przyczepność). rys. 12. a) kadłub sprężarki osiowej, b) powłoka uszczelniająca fig. 12. axial-flow compressor body (a) and seal coating (b) rys. 13. a) tuleja łożyska, b) powłoka antyerozyjna fig. 13. bering sleeve (a) and erosion resistance coating (b) rys. 14. a) komora spalania silnika pzl 10w, b) powłoka tbc fig. 14. combustion chamber in pzl 10w engine (a) and tbc coating (b) rys. 16. a) proces regeneracji średnicy bazowej, b) powłoka molibdenowa fig. 16. process of base diameter regeneration (a) and molybdenum coating (b) rys. 17. a) przecinarka, b) polerka, c) mikroskop sprzężony z kamerą do oceny mikrostruktury fig. 17. cutting machine (a), polishing machine (b), microdcope with photocamera (c) rys. 15. a) tuleja uszczelnienia układu olejowego, b) powłoka tlenkowa fig. 15. sleeve for lubrication system (a) and oxygen coating (b) a) b) a) b) a) b) a) b) a) b) a) b) c) 13przegląd spawalnictwa 9/2012 w przypadku stwierdzenia niezgodności właściwości powłoki z wymaganiami warunków i rysunku części wykonana powłoka jest usuwana i proces jej nanoszenia jest powtarzany. usuwanie wykonanych powłok wykonywane jest w zależności od kształtów części za pomocą obróbki mechanicznej, obróbki strumieniowo-ściernej lub z użyciem zrobotyzowanego systemu water jet (rys. 18). system został zakupiony specjalnie w celu precyzyjnego usuwania powłok typu powłokowa bariera cieplna (pbc) z powierzchni części blaszanych o skomplikowanych przestrzennych kształtach. powłoka – zarówno ceramiczna, jak i metaliczna usuwana jest strumieniem wody pod wysokim ciśnieniem. umożliwia to pełne usunięcie nałożonej powłoki bez naruszenia materiału podstawowego, co jest szczególnie istotne dla zespołów wykonanych z blach. rys. 18. urządzenie do usuwania powłok strumieniem wody fig. 18. water stream station for coating removal podsumowanie oceniając zastosowanie procesu natryskiwania cieplnego na elementach silników lotniczych wykonywanych w wsk „pzl-rzeszów” s.a., należy podkreślić, że zastosowanie powłok natryskiwanych w przemyśle lotniczym systematycznie wzrasta. oprócz dotychczas stosowanych technologii natryskiwania – płomieniowego, plazmowego (aps, lpps, vps) coraz szersze zastosowanie zaczynają znajdować nowe metody natryskiwania, np. przy wytwarzaniu powłok zastępujących chrom galwaniczny natryskiwanie naddźwiękowe hvof. coraz częściej stosowana jest metoda natryskiwania cold spraying – która wykorzystywana jest powszechnie w procesach remontowych, szczególnie dla stopów aluminium i magnezu. metoda ta stosowana jest nie tylko do wykonywania powłok, ale również do odbudowywania ubytków materiału części. pozwala na obniżenie kosztów remontu, np. wykorzystywana jest w remoncie skrzynek przekładniowych. prowadzone są również próby z zastosowaniem tej metody dla stali i stopów niklu. w ramach rozwoju procesów natryskiwania prowadzone są również testy mające na celu opracowanie parametrów wytwarzania kolumnowej powłoki tbc (pbc) przy użyciu systemu ps pvd. pozwoli to na znaczne obniżenie kosztów wykonania powłok kolumnowych tbc (pbc) w stosunku do obecnie stosowanej metody eb pvd. na podstawie przedstawionych wyników można stwierdzić, że proces natryskiwania cieplnego jest i będzie coraz szerzej stosowany w przemyśle lotniczym. spotkania spawalników w 2012 5 warmińsko-mazurska biesiada spawalnicza piaski k. ruciane-nida, 13-14.06.2012, ośrodek exploris. zgłoszenia i informacje: mirosława reschke, tel.: 58 511 28 01 i dolnośląskie sympozjum spawalnicze wrocław, 20.06.2012, wydział mechaniczny politechniki wrocławskiej. zgłoszenia i informacje: artur lange, e-mail: artur.lange@pwr.wroc.pl xi szczecińskie seminarium spawalnicze szczecin, 6.09.2012, wydział inżynierii mechanicznej i mechatroniki zachodniopomorskiego uniwersytetu technologicznego w szczecinie. zgłoszenia i informacje: katarzyna rudzka, tel.: 91 46 24 451 xvi pomorskie spotkanie spawalników gdańsk, 13.09.2012, wydział mechaniczny politechniki gdańskiej. zgłoszenia i informacje: iwona janson, tel.: 58 511 28 00 i kieleckie spotkanie spawalników kielce, 20.09.2012, zakład doskonalenia zawodowego w kielcach. zgłoszenia i informacje: ewelina janus, tel.: 41 368 74 80 w. 102 organizatorzy linde gaz polska, esab, abicor-binzel, lincoln electric, technika spawalnicza w poznaniu, urząd dozoru technicznego, supra-elco, rywal-rhc, belse, 3m, gce, eckert as, figel, witt, spaw-ekspert, trumf, messner eutectic castolin materiały konferencyjne zawierające m.in. wybrane artykuły ze spotkań zostaną opublikowane w numerze 10/2012 miesięcznika naukowo-technicznego przegląd spawalnictwa 201403_pspaw_5894.pdf 22 przegląd spawalnictwa 3/2014 adam grajcar maciej różański spawalność wysokowytrzymałych stali wielofazowych ahss weldability of high-strength multiphase ahss steels r a inż adam ra car pro p l – politechnika śląska, gliwice; dr inż acie r ża ki – instytut spawalnictwa w gliwicach. autor korespondencyjny/corresponding author: adam.grajcar@polsl.pl t p rosnące ceny źródeł energii oraz względy ekologiczne zmuszają koncerny samochodowe do redukcji zużycia paliwa produkowanych pojazdów. podstawowym sposobem osiągnięcia tego celu jest redukcja masy własnej samochodu. aby to osiągnąć, producenci poszukują nowych gatunków materiałów, zarówno na elementy struktury nośnej, jak i poszycia. w ostatniej dekadzie dokonał się znaczący postęp w opracowaniu i wytwarzaniu nowoczesnych gatunków stali na różnorodne elementy nadwozia i podwozia samochodów. obserwuje się dynamiczny wzrost udziału stali wysokowytrzymałych ahss (advanced high-strength steels), umożliwiających redukcję grubości stosowanych blach stalowych, a tym samym zmniejszenie zużycia paliwa i emisji spalin emitowanych do otoczenia. nowoczesne stale cechują się wielofazową mikrostrukturą, która zapewnia równowagę pomiędzy właściwoa tract the review of advanced high-strength ahss steels used in automotive industry for important elements of the body-in-white has been presented in the paper. the principles of the design of chemical composition and microstructure of multiphase dp, trip and cp-type steels as well as mechanical properties and manufacturing technology of sheets have been analysed. joining methods used for automotive steel sheets have been characterized. the special attention has been paid to weldability of ahss steels with indicating major technological problems occurring during their resistance spot welding and laser welding. the paper contains some authors’ results on weldability of cp and trip steels. eyword high-strength steel, properties stre zczenie w artykule dokonano przeglądu wysokowytrzymałych stali ahss stosowanych w motoryzacji na odpowiedzialne elementy struktury nośnej samochodów. przeanalizowano zasady projektowania składu chemicznego i mikrostruktury stali wielofazowych typu dp, trip i cp, a także właściwości mechaniczne i technologię wytwarzania blach. scharakteryzowano metody łączenia blach cienkich dla motoryzacji. szczególną uwagę poświęcono spawalności stali ahss, wskazując na główne trudności technologiczne występujące podczas zgrzewania oporowego i spawania laserowego. artykuł uzupełniono wynikami badań własnych spawalności stali cp i trip. słowa kl czowe stal wysokowytrzymała, właściwości ściami wytrzymałościowymi i plastycznymi, a blachy stalowe wykazują dobrą podatność na kształtowanie technologiczne. do niedawna dominujący udział w konstrukcji aut miały blachy ze stali głęboko tłocznych o strukturze ferrytycznej (miękkie). w zakresie większych wytrzymałości stosowano głównie stale hsla (high strength low alloy) zawierające mikrododatki nb, ti i/lub v [1, 2]. w zależności od zawartości węgla i rodzaju obróbki cieplnej stale te mają strukturę umocnionego ferrytu, ferrytyczno-perlityczną, ferrytyczno-bainityczną, bainityczną lub martenzytu odpuszczonego. głównym ograniczeniem stosowania stali hsla jest malejąca plastyczność blach wraz ze wzrostem wytrzymałości. barierę tę pokonują stale ahss o mikrostrukturze wielofazowej, które dzięki oddziaływaniu pomiędzy miękkimi i twardymi składnikami strukturalnymi łączą wysoką wytrzymałość z dużą plastycznością [3÷5]. 23przegląd spawalnictwa 3/2014 istotny wkład w rozwój wysokowytrzymałych blach stalowych dla motoryzacji wniosły projekty międzynarodowe z udziałem licznych firm przemysłu stalowniczego i sektora samochodowego. optymalizacja masy nadwozia i podwozia samochodów nie byłaby możliwa bez kompleksowego podejścia obejmującego zarówno zastosowanie stali ahss, jak i nowoczesnych metod kształtowania elementów oraz innowacyjnych technologii łączenia poszczególnych zespołów karoserii [6]. w zakresie łączenia blach dla motoryzacji dominujące znaczenie ma nadal zgrzewanie punktowe rezystancyjne, chociaż często wykorzystuje się także spawanie laserowe, łukowe, zgrzewanie prądami wysokiej częstotliwości oraz lutospawanie. łączenie stali ahss nie wymaga stosowania specjalnego oprzyrządowania technologicznego. jednak, ze względu na podwyższoną zawartość c oraz dodatków stopowych w porównaniu ze stalami miękkimi i hsla, ich łączenie wymaga stosowania dodatkowych zabiegów oraz modyfikacji parametrów procesu. rodza e wy okowytrzymałyc tali a ss skład c emiczny tali a ss na elementy poszycia stosowane są zwykle stale miękkie, typu if (interstitial free) i bh (bake hardenable), opisane szczegółowo w [7, 8]. wysokowytrzymałe stale ahss zastępują stopniowo hsla, stosowane na liczne elementy struktury nośnej nadwozia samochodu. spośród stali wielofazowych ahss najczęściej używane są stale dp (dual phase) o strukturze ferrytyczno-martenzytycznej [3, 6, 8]. wynika to z dobrego połączenia właściwości wytrzymałościowych i odkształcalności technologicznej blach, a także relatywnie prostej metody ich wytwarzania oraz niewielu problemów przy ich przetwórstwie i łączeniu. ze względu na zapewnienie dobrej spawalności są to stale niskowęglowe zawierające 0,08÷0,15% c, 1,2÷2% mn i 0,15÷0,5% si. w celu poprawy hartowności stosowany jest cr i mo o łącznej zawartości 0,2÷0,8%. typowy skład chemiczny stali dp zestawiono w tablicy i, natomiast na rysunku 1 porównano schematycznie zakres stężenia c i dodatków stopowych stosowanych w stalach wielofazowych. większą zdolność do kształtowania technologicznego mają blachy ze stali trip o strukturze ferrytycznej z równomiernie rozmieszczonymi wysepkami bainityczno-austenitycznymi. przykładowe składy chemiczne stali trip przedstawiono w tablicy i. projektowanie składu chemicznego w tych stalach podporządkowane jest przede wszystkim możliwości stabilizacji do ok. 15% austenitu szczątkowego, gwarantującego wykorzystanie zalet wywołanej przez odkształcenie przemiany martenzytycznej. z tego względu zawartość c – będącego podstawowym pierwiastkiem stabilizującym austenit – jest zwiększona do 0,15÷0,25% (rys. 1). drugim pierwiastkiem austenitotwórczym jest mn, dodawany w stężeniu do ok. 2%. istotne znaczenie dla stabilizacji austenitu szczątkowego ma krzem. pierwiastek ten należy do grupy pierwiastków grafityzujących i hamuje wydzielanie węglików podczas izotermicznej przemiany bainitycznej. tak uzyskiwany bainit nie zawiera wydzieleń węglikowych, a węgiel wzbogaca austenit [7÷9]. niestety si powoduje znaczne utrudnienia podczas cynkowania blach, gdyż tworzące się na powierzchni związki nie zapewniają należytej zwilżalności blach przez ciekły cynk. z tego względu rozwijane są także stale zawierające al (tabl. i), które ma również pozytywny wpływ na hamowanie wydzielania węglików. zazwyczaj sumaryczne stężenie si+al nie przekracza 1,8%. najlepsze właściwości wytrzymałościowe przy nieco mniejszej plastyczności wykazują stale cp (complex phase). są to stale zawierające drobnoziarnisty ferryt, bainit, martenzyt oraz austenit szczątkowy. stosowane są najczęściej jako blachy gorącowalcowane, dodatkowo umacniane przez dyspersyjne cząstki węglikoazotków nb i ti. wzrost hartowności zapewniony jest przez cr i mo (tabl. i, rys. 1). stale te wykazują dużą podatność na pochłanianie energii w warunkach obciążeń dynamicznych [6]. tec nologia wytwarzania lac talowyc technologia produkcji blach stalowych o strukturze wielofazowej wymaga precyzyjnego doboru składu chemicznego stali, a także dotrzymania wąskich reżimów technologicznych podczas całego cyklu produkcyjnego. typ stali c mn si al mo cr inne dp 0,10 1,50 0,25 0,8 trip 0,20 1,50 1,50 0,24 1,50 0,25 1,50 0,15 cp 0,15 1,50 0,25 0,20 0,30 ti, nb, b ta lica i typowe składy chemiczne stali ahss, % wag. ta le i typical chemical compositions of ahss steels, wt.% ry 1 porównanie składu chemicznego stali dp, trip i cp ig 1 comparison of chemical composition of dp, trip and cp steels 24 przegląd spawalnictwa 3/2014 w zależności od przeznaczenia elementu, produkowane są blachy gorącowalcowane i zimnowalcowane o szerokim zakresie właściwości mechanicznych i technologicznych, które mogą być cynkowane lub są niepokrywane. wybór typu stali i rodzaju taśmy zdeterminowany jest głównie rodzajem rozpatrywanego elementu, jego umiejscowieniem w strukturze samochodu (nadwozie/podwozie, konstrukcja nośna/poszycie, strefa przednia/tylna/boczna), a tym samym wymaganiami odnośnie do właściwości mechanicznych, technologicznych i eksploatacyjnych. ogólnie zadaniem przedniej strefy konstrukcji nośnej samochodu jest absorpcja energii w przypadku kolizji drogowej. z tego względu w tej strefie stosowane są elementy kształtowane z blach stalowych dp i trip. z tych stali wytwarza się także liczne elementy nośne w strefie tylnej samochodu oraz wzmacniające dach i podłogę. strefa boczna powinna chronić kierowcę i pasażerów przed wgniataniem elementów w głąb kabiny. z tego względu musi cechować się znacznie większą sztywnością i wytrzymałością, przy mniejszej odkształcalności. w tej strefie znajdują zastosowanie głównie elementy kształtowane z blach stalowych cp. duża dokładność wymiarowa i wykończenia powierzchni elementów kształtowanych z taśm stalowych walcowanych na zimno powoduje, że są one stosowane na nadwozia. w większości przypadków są to blachy ocynkowane, ale stosuje się też taśmy niepokrywane. elementy podwozia (obręcze kół, wahacze) ze względu na wymaganą niezawodność, odporność zmęczeniową, żywotność itp. wykonywane są zazwyczaj z blach walcowanych na gorąco. istotą wytworzenia blach o strukturze dp jest precyzyjne wykonanie obróbki cieplnej po walcowaniu na zimno. w starszych rozwiązaniach prowadzono wyżarzanie rekrystalizujące w piecach kołpakowych, natomiast nowa technologia obejmuje ciągłe wyżarzanie w zintegrowanych liniach technologicznych obejmujących walcowanie na zimno, trawienie taśm, wyżarzanie i cynkowanie ogniowe. po zakończeniu walcowania na zimno taśmy stalowe o strukturze ferrytyczno-perlitycznej nagrzewa się nieco powyżej ac1 stali, gdzie tworzy się mikrostruktura ferrytyczno-austenityczna. temperatura wyżarzania określa stosunek ferrytu do austenitu oraz zawartość c w austenicie, która jest tym większa, im większy jest udział fazy α. taśmy niepokrywane należy chłodzić szybko w celu przemiany austenitu wzbogaconego w węgiel (0,4÷0,6%) w martenzyt, który następnie można odpuszczać w linii stosowanej do przestarzenia. taśmy cynkowane ogniowo chłodzi się z prędkością 15÷25°c/s do temperatury ok. 450°c, w której są zanurzane w kąpieli metalowej. temperatura msγ austenitu jest zazwyczaj niższa od temperatury cynkowania, dlatego przemiana martenzytyczna następuje podczas końcowego chłodzenia taśm do temperatury pokojowej. w przypadku blach walcowanych termomechanicznie niezbędnym warunkiem uzyskania struktury dwufazowej o pożądanym udziale i morfologii składników strukturalnych jest dostosowanie przebiegu chłodzenia taśm do przemian fazowych wynikających z wykresów przemian austenitu przechłodzonego (ctpc). duże możliwości kształtowania struktur wielofazowych dp i trip występują w przypadku krótkich czasów przemian: ferrytycznej i bainitycznej, przy jednoczesnym opóźnieniu początku przemiany perlitycznej. przesunięcie przemiany ferrytycznej w lewo następuje wraz ze zwiększoną zawartością si i al, a w odwrotnym kierunku oddziałują c, mn, cr, mo i mikrododatek b. po zakończeniu walcowania na gorąco taśma stalowa jest szybko chłodzona laminarnie do zakresu temperaturowego przemiany austenitu w ferryt (ok. 650÷700°c), a następnie przez kilka sekund (3÷8 s) jest chłodzona na powietrzu (rys. 2a). w tym czasie następuje przemiana austenitu w ferryt o udziale objętościowym 70÷85%, a jednocześnie austenit jest wzbogacany w węgiel analogicznie jak podczas wyżarzania międzykrytycznego dla taśm walcowanych na zimno. w kolejnym etapie w celu uniknięcia przemiany perlitycznej taśmy chłodzone są szybko w sposób laminarny w celu przemiany austenitu wzbogaconego w węgiel w martenzyt. ze względu na wzbogacenie austenitu w węgiel jego hartowność rośnie, a uzyskany udział martenzytu jest zbliżony do udziału fazy γ przed rozpoczęciem szybkiego chłodzenia. ry 2 przebieg chłodzenia blach po walcowaniu termomechanicznym w celu uzyskania mikrostruktury: a) dp, b) trip ig 2 cooling paths of sheets after thermomechanical rolling to obtain dp-type (a) and trip-type (b) microstructures 25przegląd spawalnictwa 3/2014 obróbka cieplna stali trip jest trudniejsza. po zakończeniu walcowania na zimno taśmy stalowe o strukturze ferrytyczno-perlitycznej lub ferrytycznoperlityczno-bainitycznej nagrzewa się do zakresu międzykrytycznego ac1–ac3 i wygrzewa się je w tej temperaturze przez kilka minut. ze względu na wyższe stężenie c udział ferrytu jest mniejszy niż w przypadku stali dp. na tym etapie dochodzi także do wzbogacenia austenitu w węgiel do ok. 0,4÷0,5%. to stężenie nie gwarantuje jednak obniżenia temperatury początku przemiany martenzytycznej poniżej temperatury pokojowej. z tego względu dalszy etap obróbki cieplnej obejmuje ochłodzenie taśm do temperatury wytrzymania izotermicznego w zakresie 350÷450°c. podczas tego zabiegu trwającego od jednej do kilku minut tworzy się ferryt bainityczny, a austenit wzbogacany jest w węgiel do zakresu 1,1÷1,4%. takie stężenie c gwarantuje obniżenie temperatury msγ fazy γ, która pozostaje w postaci austenitu szczątkowego o udziale od 10÷15%, poniżej temperatury pokojowej [7]. schemat obróbki cieplnej stosowanej po zakończeniu walcowania na gorąco dla taśm walcowanych termomechanicznie ze stali trip przedstawiono na rysunku 2b. po ostatnim etapie obróbki wykańczającej taśma stalowa jest chłodzona laminarnie z szybkością ok. 100°c/s do temperatury 700°c. początkowy przebieg chłodzenia taśm jest podobny jak w przypadku stali dp. czas na realizację przemiany ferrytycznej wynosi ok. 5 s. jest on nieco krótszy niż dla stali dp, a wytworzony udział ferrytu jest też mniejszy i wynosi 50÷60%. szczególnie niepożądanym składnikiem strukturalnym w stalach ahss – zmniejszającym ciągliwość stali – jest perlit. w stalach trip absorbuje on węgiel, co uniemożliwia wystarczające wzbogacenie austenitu w ten pierwiastek. w celu uniknięcia przemiany perlitycznej blachy chłodzone są laminarnie do zakresu przemiany bainitycznej poniżej 500°c. w tej temperaturze następuje zwijanie taśm w kręgi i dalsze wzbogacenie austenitu w węgiel. czas wytrzymania nie może być zbyt krótki, gdyż niedostateczne wzbogacenie austenitu w węgiel powoduje przemianę części fazy γ w martenzyt podczas końcowego chłodzenia blach. czas ten nie może także być zbyt długi, gdyż powoduje to destabilizację austenitu związaną z wydzielaniem węglików, a następnie z tworzeniem się martenzytu podczas chłodzenia taśm. sterowanie temperaturą taśm ze stali cp po zakończeniu walcowania na gorąco jest podobne do stosowanego w przypadku stali trip. czas wolnego chłodzenia w zakresie przemiany austenitu w ferryt jest krótszy, gdyż udział ferrytu nie przekracza zazwyczaj 45%. także czas wytrzymania izotermicznego w zakresie przemiany bainitycznej jest krótszy. prowadzi to do wytworzenia ok. 40% bainitu, a pozostały austenit jest wzbogacony w węgiel do zawartości ok. 0,7÷1%. następuje celowe wytworzenie kilkunastoprocentowego udziału martenzytu podczas końcowego chłodzenia blach do temperatury pokojowej. ikro tr kt ra i wła ciwo ci tali a ss wspólną cechą mikrostruktury stali wielofazowych dp, trip i cp jest występowanie miękkiej osnowy ferrytycznej, w której rozmieszczone są umacniające skupiska drugiej fazy o zróżnicowanym składzie strukturalnym. w tym kontekście ich właściwości mechaniczne – podobnie jak w przypadku materiałów kompozytowych będą zależne od udziału i właściwości poszczególnych faz. największy udział osnowy ferrytycznej i najmniejszy udział wydzieleń występuje zazwyczaj dla stali dp, a następnie proporcje te zmieniają się dla stali trip i cp. typowe stale dwufazowe mają mikrostrukturę, w której drobne skupiska martenzytu są równomiernie rozmieszczone w osnowie ferrytu (rys. 3), przy czym udział martenzytu wynosi zazwyczaj 15÷40%. ferryt stanowi osnowę gwarantującą dobre właściwości plastyczne, natomiast martenzyt jest składnikiem zwiększającym wytrzymałość. decydujący wpływ na właściwości mechaniczne tych stali ma udział, wielkość i rozmieszczenie wydzieleń martenzytycznych. charakterystyczną cechą stali dp jest brak wyraźnej granicy plastyczności oraz odkształcenia lüdersa na krzywej rozciągania. cechy te są szczególnie ważne dla blach poddawanych tłoczeniu i innym operacjom kształtowania technologicznego. w trakcie końcowego etapu obróbki cieplnej dochodzi do przemiany martenzytycznej austenitu, rozmieszczonego w postaci wysepek w ferrycie. podczas przemiany martenzytycznej, która wiąże się ze zwiększeniem objętości, wokół martenzytu występuje obszar naprężeń ściskających i generowane są dyslokacje. mikrostrukturę stali trip stanowi miękka osnowa ferrytyczna, w której rozmieszczone są wysepki bainityczno-austenityczne. zasadnicze znaczenie ma ry 3 schemat mikrostruktury stali dp, trip i cp przed odkształceniem plastycznym i po odkształceniu technologicznym na zimno ig 3 schematic of dp, trip and cp steel microstructures before plastic deformation and after cold technological forming 26 przegląd spawalnictwa 3/2014 plastycznego na zimno. ogólnie wynika ona z oddziaływania pomiędzy miękką osnową ferrytyczną i twardymi wydzieleniami, tworzącymi przeszkody dla ruchu dyslokacji. dodatkowo można wyróżnić inne, charakterystyczne dla danego typu stali czynniki decydujące o przebiegu umocnienia odkształceniowego. w przypadku stali dp decydujące znaczenie dla umocnienia ma obecność dyslokacji występujących wokół wydzieleń martenzytycznych. dyslokacje te są zdolne do ruchu w początkowym etapie odkształcenia plastycznego, co tłumaczy brak występowania wyraźnej granicy plastyczności na krzywej umocnienia [6]. obecność twardych skupisk martenzytu decyduje o silnym umocnieniu odkształceniowym stali w początkowym stadium odkształcenia plastycznego (rys. 4), co opóźnia zapoczątkowanie przewężenia próbki w próbie rozciągania oraz pocienienia blach podczas tłoczenia. w rezultacie stale dp cechują się korzystnym połączeniem wytrzymałości i ciągliwości oraz niską wartością ilorazu rp0,2/rm. głównym powodem korzystnego połączenia właściwości wytrzymałościowych i plastycznych stali trip jest przemiana martenzytyczna austenitu szczątkowego wywołana odkształceniem (rys. 3). wraz ze wzrostem odkształcenia plastycznego na zimno (np. podczas tłoczenia) w miejscach o dużej koncentracji odkształcenia dochodzi do przemiany dyspersyjnie rozmieszczonych cząstek austenitu w wysokowęglowy martenzyt o dużej wytrzymałości. duża twardość martenzytu, a także związane z przemianą zwiększenie objętości, przeciwdziałają plastycznej niestabilności próbki wskutek zwiększenia szybkości umocnienia odkształceniowego dб/dε. powtarzająca się sytuacja w kolejnych miejscach próbki prowadzi do opóźnienia tworzenia się szyjki w próbce, co skutkuje zwiększeniem wydłużenia równomiernego, a także całkowitego (rys. 4). ilościowo intensywność umocnienia można wyrazić za pomocą wykładnika umocnienia n10-ag, wyznaczanego zazwyczaj w próbie rozciągania w zakresie od odkształcenia 10% do wydłużenia równomiernego (tabl. ii). przemianie martenzytycznej podlegają największe ziarna fazy γ, podczas gdy mniejsze obecność si lub si-al, które hamują wydzielanie węglików podczas wytrzymania blach stalowych w zakresie przemiany bainitycznej. charakterystyczną cechą stali trip jest przemiana martenzytyczna zachodząca podczas tłoczenia, gięcia, obciągania itp. (rys. 3). przemiana martenzytyczna austenitu szczątkowego zachodzi stopniowo w miarę wzrostu odkształcenia. przemiana ta – następując w kolejnych miejscach wytłoczki – zapobiega lokalizacji odkształcenia, a jednocześnie prowadzi do silnego umocnienia odkształceniowego. prowadzi to z kolei do jednoczesnego zwiększenia wytrzymałości na rozciąganie oraz do opóźnienia zapoczątkowania tworzenia się szyjki w próbie rozciągania (oraz pocienienia grubości blachy podczas tłoczenia), a tym samym do uzyskania dużego wydłużenia równomiernego. stąd pochodzi nazwa trip (transformation induced plasticity), tzn. plastyczność wywołana przemianą. mikrostruktura stali cp zawiera drobnoziarnisty ferryt, bainit, martenzyt oraz austenit szczątkowy (rys. 3). dodatkowy wzrost właściwości wytrzymałościowych zapewniony jest przez dyspersyjne wydzielenia węglikoazotków nb i ti, podobnie jak w przypadku stali hsla. efektywne wykorzystanie tych cząstek do umocnienia następuje podczas obróbki plastycznej na gorąco; z tego względu taśmy te produkowane są w większości jako walcowane termomechanicznie. stabilność termiczną do temperatury pokojowej zachowuje zazwyczaj kilka procent austenitu szczątkowego. przykładowe właściwości mechaniczne stali ahss zawarto w tablicy ii. w rzeczywistości dla danego gatunku stali można uzyskać szeroki zakres właściwości mechanicznych w zależności od warunków zastosowanej obróbki cieplnej lub cieplno-plastycznej. taśmy ze stali wielofazowych produkowane są pod różnymi nazwami handlowymi [5]. w powszechnej nomenklaturze stosowane są najczęściej oznaczenia: dp 350/600, trip 450/700, cp 600/800, co oznacza typ stali oraz minimalną wartość granicy plastyczności i wytrzymałości na rozciąganie. czasami używa się tylko oznaczeń: dp 600, dp 800, dp 1000 z podaniem wartości rm. wspólną cechą stali wielofazowych ahss jest korzystne połączenie wysokiej wytrzymałości i plastyczności. schematyczne porównanie charakterystyki umocnienia dla stali dp, trip i cp o podobnej wartości granicy plastyczności przedstawiono na rysunku 4. powodem równowagi pomiędzy wytrzymałością i ciągliwością tych stali jest duża wartość szybkości umocnienia odkształceniowego dб/dε podczas odkształcenia ry 4 porównanie krzywej rozciągania dla stali dp, trip i cp o podobnej wartości granicy plastyczności ig 4 comparison of tensile curves of dp, trip and cp steels of a similar yield point stal rp0,2, mpa rm, mpa a, % n10-ag dp 350/600 350 600 24÷30 0,16 trip 450/800 450 800 26÷32 0,18 cp 800/1000 800 1000 8÷13 – ta lica ii właściwości mechaniczne typowych stali ahss [6] ta le ii mechanical properties of typical ahss steels [6] 27przegląd spawalnictwa 3/2014 zachowują stabilność nawet po zerwaniu próbki. z tego względu nieprzemieniony austenit może być przyczyną dodatkowego umocnienia wytłoczki związanego z przebiegiem efektu trip podczas eksploatacji, np. w przypadku kolizji drogowej [7÷10]. stale cp umacniają się znacznie w całym zakresie odkształcenia plastycznego (rys. 4) ze względu na znaczny udział przeszkód dla ruchu dyslokacji w postaci wydzieleń bainitycznych i martenzytycznych (rys. 3). dodatkowe umocnienie pochodzi od dyspersyjnych cząstek węglikoazotków nb i ti, a także od przemiany martenzytycznej wywołanej odkształceniem kilkuprocentowej frakcji austenitu szczątkowego. y okowyda ne metody łączenia tali a ss duża konkurencja na globalnym rynku motoryzacyjnym wymusza na producentach stosowanie bardzo wydajnych procesów produkcyjnych. zwiększenie wydajności procesów spawalniczych uzyskuje się przez bardzo dużą szybkość nagrzewania elementów metalowych do temperatury ich topnienia lub silnego uplastycznienia oraz dużą szybkość chłodzenia. obecnie najczęściej stosowaną spawalniczą metodą łączenia elementów metalowych karoserii samochodowych jest zgrzewanie rezystancyjne punktowe. duży postęp w dziedzinie technologii laserowych spowodował, że zgrzewanie coraz częściej zastępuje się różnymi wariantami spawania wiązką laserową. w pewnych przypadkach, ze względu na prostotę, niski koszt stanowisk spawalniczych oraz małe wymagania dotyczące dokładności przygotowania elementów do spawania, stosowana jest także metoda mag. grzewanie rezy tancy ne p nktowe podczas wytwarzania karoserii samochodu osobowego wykonuje się ok. 7000÷12000 zgrzein punktowych [11]. znanych jest wiele wariantów zgrzewania rezystancyjnego punktowego, jednak podstawowym i najbardziej rozpowszechnionym procesem stosowanym podczas łączenia elementów karoserii samochodowych jest zgrzewanie rezystancyjne pojedyncze dwustronne. czas wykonania pojedynczej zgrzeiny przy zastosowaniu parametrów twardych (duża siła docisku elektrody, krótki czas przepływu prądu o wysokim natężeniu) wynosi dla blach o grubości 1 mm ze stali niestopowej nawet poniżej 0,1 s. prędkość nagrzewania wynosi wówczas nawet 5•104°c/s, a prędkość chłodzenia do 105°c/s dla grubości blach 0,5 mm i 2000°c/s dla grubości blach 2 mm [12]. ze względu na bardzo dużą wydajność zgrzewania rezystancyjnego punktowego, niski koszt jednostkowy wykonania połączenia, łatwość robotyzacji i automatyzacji oraz bieżącej kontroli parametrów – z możliwością natychmiastowej ich korekty – jest ono metodą bardzo konkurencyjną w stosunku do innych spawalniczych metod łączenia. ponadto łatwość precyzyjnej regulacji wartości przepływu prądu umożliwia podgrzewanie wstępne lub obróbkę cieplną bezpośrednio po zgrzewaniu, co znacznie rozszerza zakres zastosowania metody o materiały trudniej spawalne. podstawowymi ograniczeniami metody jest konieczność stosowania dużych docisków powodujących często odkształcenia powierzchni (zmniejszające walory estetyczne), zapewnienie odpowiedniej jakości powierzchni w miejscu styku elektrod z elementami zgrzewanymi oraz konieczność dostępu z obu stron do elementów zgrzewanych. dodatkowymi ograniczeniami jest konieczność należytego usytuowania zgrzeiny względem siebie (problem bocznikowania prądu) i krawędzi elementów zgrzewanych [13]. spawanie wiązką la erową spawanie laserowe polega na uzyskaniu połączenia przez stopienie krawędzi materiału łączonego bez lub z dodatkiem spoiwa, w wyniku oddziaływania cieplnego wiązki laserowej. wiązka laserowa za pomocą światłowodu dostarczana jest do stosunkowo lekkiej głowicy spawalniczej, przeważnie umieszczonej na kiści robota pozycjonującej głowicę względem elementu spawanego. bardzo duża gęstość mocy (108 w/cm2) charakterystyczna dla spawania laserowego umożliwia szybkie, punktowe nagrzewanie metalu do temperatury topnienia z prędkością nawet do 10 000°c/s, a prędkość chłodzenia wynosi 200÷5000°c/s [12]. dzięki tak dużej gęstości mocy spawanie wiązką laserową może być realizowane z prędkością przekraczającą nawet 20 m/min. przy tak dużych prędkościach spawania występują jednak pewne ograniczenia. ograniczeniem technologicznym spawania laserowego jest konieczność precyzyjnego pozycjonowania głowicy laserowej względem elementu spawanego, co przy dużej bezwładności układów zrobotyzowanych narzuca ograniczenia w prędkościach przesuwu głowicy. ponadto w przypadku konieczności wykonywania złącza doczołowego elementy muszą być dokładnie dopasowane, a trajektoria wiązki laserowej musi przebiegać dokładnie wzdłuż linii złącza. problemem metalurgicznym jest z kolei bardzo duża szybkość chłodzenia spoiny oraz trudności z zapewnieniem odpowiedniej osłony gazowej, z której w wielu przypadkach się rezygnuje. bardzo perspektywiczną, intensywnie rozwijającą się techniką spawania laserowego jest spawanie wiązką skanującą. w tym wypadku wiązka laserowa kierowana jest do obszaru spawania za pomocą ruchomych zwierciadeł znajdujących się w specjalnej głowicy skanującej. dzięki temu, przy nieruchomej głowicy, możliwe jest bardzo szybkie pozycjonowanie wiązki laserowej (poniżej 30 ms) w dowolnym miejscu. technologia ta pozwala na znaczące zredukowanie czasu wytwarzania elementów, które wykonywane są jako konstrukcje spawane składające się z wielu krótkich spoin o dowolnym kształcie. 28 przegląd spawalnictwa 3/2014 spawanie metodą a spawanie metodą mag polega na stapianiu spawanego metalu i materiału elektrody topliwej ciepłem łuku elektrycznego jarzącego się pomiędzy elektrodą i spawanym przedmiotem w osłonie gazu aktywnego. gęstość mocy w tym przypadku wynosi 105 w/cm2, a więc jest o kilka rzędów wielkości mniejsza niż podczas spawania wiązką laserową. również szybkość nagrzewania i chłodzenia podczas spawania metodą mag jest znacząco mniejsza niż przy spawaniu laserowym i wynosi odpowiednio ok. 1500°c/s i 20÷300°c/s [12]. spoina w metodzie mag tworzona jest w wyniku krystalizacji nadtopionych krawędzi materiału podstawowego wymieszanego ze stopionym drutem elektrodowym. spoina oraz strefa wpływu ciepła w przypadku spawania metodą mag są szerokie, a linie wtopienia w materiał podstawowy nie są równoległe. choć metoda mag jest znana od końca lat 30 ub.w., to ciągły postęp w dziedzinie elektrotechniki umożliwia jej ciągłą modyfikację. jedną z takich modyfikacji jest opracowanie urządzeń do spawania niskoenergetycznego umożliwiającego redukcję ilości ciepła wprowadzanego do złącza, a przez to zmniejszenie niekorzystnego efektu oddziaływania cyklu cieplnego spawania na zmiany strukturalne w materiale podstawowym. spawalno tali a ss spawalno tali p spośród wszystkich stali ahss o strukturze wielofazowej największe zastosowanie do tej pory znalazły stale dwufazowe. z tego względu są one także najczęściej przedmiotem badań w zakresie ich spawalności [14÷17]. biorąc pod uwagę, że stężenie c jest najczęściej mniejsze od 0,15%, a sumaryczna zawartość dodatków stopowych rzadko przekracza 2,5%, ich łączenie nie nastręcza większych problemów. należy jednak pamiętać, że wyjściowa mikrostruktura wielofazowa stali ahss zgrzewanych oporowo bądź spawanych laserowo ulega zniszczeniu podczas cyklu cieplnego. ze względu na dużą szybkość chłodzenia złącza są narażone na powstawanie struktur martenzytycznych. głównym problemem podczas zgrzewania oporowego stali ahss jest występowanie kruchych pęknięć w płaszczyźnie transkrystalicznej [4, 14, 15]. problem ten występuje szczególnie dla stali dp o wytrzymałości bliskiej 1000 mpa i większej, zawierających podwyższone stężenie c i dodatków stopowych. ponadto pichler i in. [9] podają, że maksymalna zawartość p w stali w celu uniknięcia pęknięć nie może przekraczać 0,012%. ogólnie stwierdzono [4, 6, 14÷17], że wraz ze wzrostem wytrzymałości blach ze stali ahss należy stosować większe siły docisku i średnicę elektrod oraz niższy prąd zgrzewania. twardość w strefie zgrzeiny wynosi od 300 do 500 hv w zależności od składu chemicznego stali i poziomu wytrzymałości. często w celu polepszenia plastyczności złącza stosuje się zgrzewanie wieloimpulsowe lub końcowy, prądowy impuls dogrzewający mający na celu odpuszczenie martenzytu. w przypadku blach o wytrzymałości materiału rodzimego bliskiej 1000 mpa lub większej powoduje to jednak obniżenie właściwości wytrzymałościowych złącza. istotnym problemem w przypadku blach dla motoryzacji, ocynkowanych ogniowo lub elektrolitycznie, jest zanieczyszczenie powierzchni roboczych i przyspieszone zużycie elektrod, wynikające głównie z niskiej temperatury topnienia i parowania cynku oraz jego skłonności do łączenia się z powierzchnią części roboczych elektrod [18, 19]. zjawisko to jest nasilone w przypadku blach ocynkowanych z powłokami organicznymi, gdzie wraz ze wzrostem liczby wykonanych zgrzein zmianie ulegają ich budowa i właściwości mechaniczne [19, 20]. sposoby przedłużenia trwałości elektrod obejmują m.in. korektę wymiarową ich części roboczej oraz regulację natężenia prądu. często zgrzewanie rezystancyjne może z powodzeniem być zastąpione spawaniem laserowym [21÷24]. spawalno tali trip biorąc pod uwagę większe stężenie c i dodatków stopowych niż stali dp (rys. 1), spawanie stali trip nastręcza większych trudności. twardość w strefie spoiny/ zgrzeiny i swc wynosi zazwyczaj od 350 do 550 hv, a zalecenia technologiczne mające na celu ograniczenie możliwości powstania pęknięć są podobne jak dla stali dp [9, 10, 19, 25÷27]. największą twardość uzyskuje się w stalach z dodatkiem si [10, 25]. po zastąpieniu krzemu przez aluminium hartowność stali i twardość maleją, lecz problemem staje się duża ilość wtrąceń niemetalicznych w strefie wtopienia oraz niebezpieczeństwo powstania miękkiej strefy w pobliżu linii wtopienia, będącej efektem nadmiernej stabilizacji ferrytu [26]. w odróżnieniu od stali dp, w stalach trip nie występuje problem obniżenia właściwości wytrzymałościowych złącza wraz ze wzrostem wytrzymałości stali, gdyż bainit nie jest wrażliwy na odpuszczanie. na podstawie doświadczeń własnych [27] stwierdzono, że dobrą spawalność wykazuje stal trip z krzemem częściowo zastąpionym przez aluminium. próby przetapiania laserowego odcinków próbnych blach ze stali 0,24c-1,5mn-0,9si-0,4al z mikrododatkami nb i ti prowadzono techniką głębokiego przetopienia z wykorzystaniem lasera na ciele stałym, zintegrowanego ze zrobotyzowanym systemem do obróbki laserowej, zainstalowanym w instytucie spawalnictwa w gliwicach. poniżej przedstawiono wybrane wyniki przetapiania laserowego próbek z energią liniową 0,051 kj/mm. podczas przetapiania następuje intensywne pokrywanie lica i grani warstewką tlenków manganu, krzemu i aluminium. przyczyną intensywnego utleniania mn, si i al jest prowadzenie procesu w atmosferze powietrza bez stosowania gazu osłonowego. ponadto zaobserwowano obniżenie lica ściegu przetopienia, szczególnie od strony lica. makrostruktura przekroju złącza charakteryzuje się kolumnowym ułożeniem kryształów, 29przegląd spawalnictwa 3/2014 ry 5 makrostruktura przetopienia stali trip wykonanego z energią liniową 0,051 kj/mm ig 5 macrostructure of the penetration area of trip steel made with heat input of 0,051 kj/mm ry 6 mikrostruktura materiału rodzimego (a), przejścia pomiędzy materiałem rodzimym (mr) i strefą wpływu ciepła (swc) (b), strefy wpływu ciepła (c) i strefy przetopu (d) stali trip typu 0,24c-1,5mn-0,9si-0,4al; f – ferryt, b – bainit, m – martenzyt, γsz – austenit szczątkowy ig 6 microstructure of the base material (a), intermediate zone between base material (mr) and heat affected zone (swc) (b), heat affected zone (c) and fusion zone (d) of the 0,24c-1,5mn-0,9si0,4al trip-type steel; f – ferrite, b – bainite, m – martensite, γsz – retained austenite ry 7 rozkład mikrotwardości wzdłuż przekroju poprzecznego w stali trip typu 0,24c-1,5mn-0,9si-0,4al0 ig 7 microhardness profile along the cross section of the 0,24c-1,5mn-0,9si-0,4al trip-type steel zgodnie z kierunkiem najszybszego odprowadzania ciepła, tj. prostopadle do osi przetopienia (rys. 5). kryształy kolumnowe sięgają do środka obszaru przetopionego. mikrostrukturę materiału rodzimego stanowi ferryt (f) o udziale ok. 60% (rys. 6a). w osnowie ferrytycznej rozmieszone są wyspy bainityczno-austenityczne (b-a) o zróżnicowanej wielkości. udział austenitu szczątkowego wynosi ok. 15% [27]. największe ziarna fazy γ uległy częściowej przemianie martenzytycznej, tworząc skupiska m-a, mogące być przyczyną obniżenia udarności stali [28]. w strefie przejściowej pomiędzy materiałem rodzimym (mr) a strefą wpływu ciepła (swc) można zaobserwować zwiększenie udziału austenitu szczątkowego, ulokowanego w osnowie ferrytyczno-bainitycznej (rys. 6b). wzrost udziału austenitu szczątkowego odpowiada temperaturowo wzbogaceniu austenitu w węgiel w zakresie międzykrytycznym ac1-ac3. podobne zjawisko opisano w [10] i [26] w stalach trip typu c-mn-si i c-mn-al. strefa wpływu ciepła charakteryzuje się drobnoziarnistą mikrostrukturą martenzytyczno-bainityczną z niewielkim udziałem austenitu szczątkowego (rys. 6c). wielkość listew w swc rośnie wraz ze zmniejszaniem odległości od strefy przetopienia, co wynika z temperatury nagrzania stali w czasie spawania. rodzaj mikrostruktury w strefie przetopienia nie zmienia się, z wyjątkiem widocznego zwiększenia wielkości listew (rys. 6d). duża część obszarów listwowych ułożona jest równolegle do kierunku odprowadzania ciepła. rozkład twardości wzdłuż przekroju poprzecznego próbki przedstawiono na rysunku 7. średnia twardość materiału rodzimego wynosi ok. 280 hv0,1. na krzywej można zaobserwować wzrost twardości z ok. 280 do 500 hv0,1, co jest konsekwencją stopniowego zmniejszenia udziału ferrytu i wzrostu udziału struktur bainityczno-martenzytycznych. największa twardość na poziomie ok. 500 hv0,1 występuje w swc, a następnie obserwuje się lekkie obniżenie twardości w strefie przetopu. prawdopodobnie jest to związane z całkowitym rozpuszczeniem węglikoazotków nb/ti i związanym z tym zanikiem umocnienia wydzieleniowego pochodzącego od dyspersyjnych cząstek [2]. 30 przegląd spawalnictwa 3/2014 spawalno tali cp w literaturze praktycznie brak jest do tej pory informacji na temat spawalności stali complex phase. biorąc pod uwagę porównywalne stężenie dodatków stopowych oraz zawartość węgla jedynie nieco wyższą niż w stalach dp (rys. 1) można się spodziewać, że spawalność stali dp i cp powinna być zbliżona. z drugiej strony stale cp zawierają relatywnie duże stężenie mikrododatków nb i ti, tworzących dyspersyjne węglikoazotki. dotychczasowe doświadczenia łączenia stali hsla z mikrododatkami o rm poniżej 600 mpa wskazują, że nie powinno ono stwarzać problemów [1, 22]. wytrzymałość na rozciąganie stali cp jest jednak zazwyczaj wyższa od 800 mpa [6]. górka [2] stwierdził, że w przypadku spawania stali hsla walcowanych termomechanicznie o rm ok. 700 mpa i większej, umacnianych wydzieleniowo przez dyspersyjne cząstki węglikoazotków, o spawalności decyduje nie tylko równoważnik węgla i przemiany fazowe austenitu podczas chłodzenia, ale przede wszystkim trwałość faz umacniających i zmiana ich dyspersji. w wyniku szybkich cykli cieplnych dochodzi do zmian dyspersji i rozpadu faz umacniających, które w czasie chłodzenia wydzielają się ponownie w obszarze swc i spoiny, lecz w sposób niekontrolowany. podobnych zjawisk należy się spodziewać w stalach cp. przesycenie roztworu stałego nb i ti może prowadzić do niepożądanych procesów starzeniowych podczas eksploatacji i spadku udarności złącza [2, 29]. na podstawie dotychczasowych prób spawania laserowego stwierdzono, że możliwe jest uzyskanie dobrej jakości połączeń w stali cp typu 0,08c1,72mn-0,56si-0,35cr-0,29al-0,12ti. na rysunku 8 przedstawiono makrostrukturę złącza uzyskanego przy energii liniowej 0,05 kj/mm. podobnie jak w przypadku stali trip uzyskano charakterystyczne, równoległe ułożenie dendrytów w kierunku materiału rodzimego o dużej pojemności cieplnej. stal ta wykazuje jednak mniejszą skłonność do utleniania, co przekłada się na stabilność prowadzenia procesu. mikrostrukturę materiału rodzimego stanowi drobnoziarnista mieszanina ferrytu i bainitu o ziarnach fazy α wydłużonych w kierunku walcowania termomechanicznego (rys. 9a, 9b). dodatkowo można zaobserwować drobne ziarna austenitu szczątkowego rozmieszczone równomiernie w osnowie stali. w strefie wpływu ciepła dominuje drobnoziarnista struktura bainityczno-martenzytyczna (rys. 9c). mikrostruktura martenzytyczno-bainityczna występuje także w strefie przetopienia (rys. 9d), lecz wielkość listew jest kilkakrotnie większa niż w swc. należy to wiązać z prawie całkowitym rozpuszczeniem cząstek węglikoazotków i przesyceniem roztworu stałego. szczegółowa identyfikacja mikrostrukturalna stali cp, a także pozostałych stali ahss jest przedmiotem dalszych badań autorów, które obejmują także pomiary mikrotwardości, badania właściwości mechanicznych złączy oraz modyfikację parametrów spawania laserowego w celu uzyskania złączy o korzystnym połączeniu wysokiej wytrzymałości i gwarantowanej plastyczności. ry 8 makrostruktura złącza spawanego laserowo ze stali cp wykonanego z energią liniową 0,05 kj/mm ig 8 macrostructure of laser weld of cp steel made with heat input of 0,05 kj/mm ry 9 mikrostruktura materiału rodzimego (a – 1000x, b – 500x), przejścia pomiędzy materiałem rodzimym (mr) i strefą wpływu ciepła (swc) (c) i strefy przetopu (d) stali cp typu 0,08c-1,72mn-0,56si-0,35cr-0,29al0,12ti; f – ferryt, b – bainit, m – martenzyt, γsz – austenit szczątkowy ig 9 microstructure of the base material (a – 1000x, b – 500x), intermediate zone between base material (mr) and heat affected zone (swc) (c) and fusion zone (d) of the 0,08c-1,72mn-0,56si-0,35cr-0,29al-0,12ti cptype steel; f – ferrite, b – bainite, m – martensite, γsz – retained austenite 31przegląd spawalnictwa 3/2014 literat ra [1] brózda j.: nowoczesne stale konstrukcyjne i ich spawalność, wydawnictwo instytutu spawalnictwa, gliwice 2009. [2] górka j.: właściwości i struktura złączy spawanych stali obrabianej termomechanicznie o wysokiej granicy plastyczności, wydawnictwo politechniki śląskiej, gliwice 2013. [3] adamczyk j., grajcar a.: właściwości mechaniczne blach o strukturze dwufazowej ze stali konstrukcyjnej mikrostopowej obrobionej cieplnie i cieplno-mechanicznie, inżynieria materiałowa nr 6/2003, s. 810÷813. [4] senkara j.: współczesne stale karoseryjne dla przemysłu motoryzacyjnego i wytyczne technologiczne ich zgrzewania, przegląd spawalnictwa nr 11/2009, s. 3÷7. [5] krajewski s., nowacki j.: mikrostruktura i właściwości stali o wysokiej wytrzymałości ahss, przegląd spawalnictwa nr 7/2011, s. 22÷27. [6] international iron & steel institute, advanced high strength steel (ahss) application guidelines, www.worldautosteel.org, september 2006. [7] grajcar a.: struktura stali c-mn-si-al kształtowana z udziałem przemiany martenzytycznej indukowanej odkształceniem plastycznym, wydawnictwo politechniki śląskiej, gliwice 2009. [8] adamczyk j., grajcar a.: blachy samochodowe typu dp i trip walcowane metodą obróbki cieplno-mechanicznej, hutnik – wiadomości hutnicze nr 7÷8/2004, s. 305÷309. [9] pichler a., traint s., hebesberger t., stiaszny p., werner e.a.: processing of thin sheet multiphase steel grades, steel research international, vol. 78, 2007, s. 216÷223. [10] amirthalingam m., hermans m.j.m., zhao l., richardson i.m.: quantitative analysis of microstructural constituents in welded transformation induced plasticity steels, metallurgical and materials transactions a, vol. 41a, 2010, s. 431÷439. [11] huh h., kang w.j.: electrothermal analysis of electric resistance spot welding processes by a 3-d finite element method, journal of materials processing technology, vol. 63, s. 672÷677. [12] gould j.e., khurana s.p., li t.: predictions of microstructures when welding automotive advanced high-strength steels, welding journal nr 5/2006, s. 111÷116. [13] papkala h.: zgrzewanie oporowe metali, wydawnictwo kabe, krosno 2003. [14] poggio s., ponte m., gambaro c., adamowski j.: badanie zgrzewalności oporowej stali ahss dp600, przegląd spawalnictwa nr 12/2005, s. 22÷25. [15] zadroga l., pietras a., węglowska a.: zgrzewanie rezystancyjne punktowe blach typu dp450 i dp600, biuletyn instytutu spawalnictwa nr 3/2007, s. 49÷55. [16] węglowski m.s., stano s., krasnowski k., łomozik m., kwieciński k., jachym r.: characteristics of laser welded joints of hdt580x steel, materials science forum, vol. 638÷642, 2010, s. 3739÷3744. [17] węglowski m.s., stano s., osuch w., michta g.: laser welding of dp steel – characterization of microstructure of steel and welded joint, inżynieria materiałowa 3/2010, s. 256÷259. [18] papkala h.: nowoczesne sposoby zgrzewania oporowego blach ocynkowanych w produkcji seryjnej, przegląd spawalnictwa nr 2/1995, s. 9÷13. [19] kowielski s., mikno z., pietras a.: zgrzewanie nowoczesnych stali o wysokiej wytrzymałości, biuletyn instytutu spawalnictwa nr 3/2012, s. 46÷51. [20] pietras a., papkala h., zadroga l.: zgrzewanie punktowe blach ocynkowanych z dodatkową powłoką organiczną typu solplex, biuletyn instytutu spawalnictwa nr 6/2000, s. 50÷56. [21] stano s.: spawanie laserowe blach o zróżnicowanej grubości przeznaczonych na półfabrykaty karoserii samochodowych typu tailored blanks. prace prowadzone w instytucie spawalnictwa, biuletyn instytutu spawalnictwa nr 2/2005, s. 24÷28. [22] lisiecki a., mańka j.: spawanie blach ze stali s420mc o podwyższonej granicy plastyczności laserem diodowym dużej mocy, biuletyn instytutu spawalnictwa nr 3/2012, s. 67÷71. [23] klimpel a.: technologie laserowe w spawalnictwie, wydawnictwo politechniki śląskiej, gliwice 2011. [24] stano s.: new solid state lasers and their application in welding as generators of laser radiation, welding international, vol. 3, 2007, s. 809÷813. [25] cretteur l., koruk a.i., tosal-martinez l.: improvement of weldability of trip steels by use of in-situ preand postheat treatments, steel research, vol. 73, 2002, s. 314÷319. [26] amirthalingam m., hermans m.j.m., richardson i.m.: microstructural development during welding of silicon and aluminum based transformation induced plasticity steels inclusion and elemental partitioning analysis, metallurgical and materials transactions a, vol. 40a, 2009, s. 901÷909. [27] grajcar a., różański m., stano s., kowalski a., grzegorczyk b.: effect of heat input on microstructure and hardness distribution of laser welded si-al trip-type steel, advances in materials science and engineering, vol. 2014, 2014, doi.org/10.1155/2014/658947, 8 pages. [28] mroczka k., zielińska-lipiec a., ratuszek w., tasak e.: identyfikacja składników strukturalnych w strefie wpływu ciepła w stalach o dużej wytrzymałości, hutnik – wiadomości hutnicze nr 7÷8/2004, s. 396÷399. [29] gruszczyk a., griner s.: właściwości połączeń spawanych i zgrzewanych stali obrobionych termomechanicznie, przegląd spawalnictwa nr 5-6/2006, s. 39÷41. miesięczne i roczne spisy treści oraz streszczenia artykułów opublikowanych w przeglądzie spawalnictwa są dostępne na stronie internetowej: www.pspaw.ps.pl temporary maintenance temporary maintenance the web server for is currently undergoing some maintenance. try this page again what happened? servers and websites need regular maintnance just like a car to keep them up and running smoothly. what can i do? if you're a site vistor if you need immediate assistance, please send us an email instead. we apologize for any inconvenience. if you're the site owner the maintenance period will mostly likely be very brief, the best thing to do is to check back in a few minutes and everything will probably be working normal agian. 201109_pspaw.pdf 10 przegląd spawalnictwa 9/2011 johannes wilden laserauftragschweißen napawanie laserowe prof. dr.-ing. habil. johannes wilden – funktionswerkstoffe und beschichtungen, hochschule niederrhein. streszczenie ekstremalne wymagania stawiane elementom maszyn i urządzeń powodują, że nowoczesne materiały mogą być stosowane w bardzo wąskim zakresie. chociaż istnieje wiele metod nakładania powłok, praktyczne ich zastosowanie nie jest jeszcze powszechne. często brakuje odpowiedniej wiedzy na temat danej techniki i jej ograniczeń, kosztów stosowania oraz szeroko rozumianych właściwości stosowanych materiałów powłokowych. wybór metody nakładania powłoki zależy od wymagań stawianych określonemu elementowi oraz warunków pracy tego elementu. obecne na rynku lasery dużej mocy umożliwiają napawanie powłok z różnych materiałów i na podłoża o bardzo różnych właściwościach. szczególnie istotne jest to, że urządzenia laserowe charakteryzują się łatwą automatyzacją procesu, prostą obsługą i serwisem. abstract extreme requirements for machinery and equipment make that modern materials can be used in a very narrow range of applications. although there are many surfacing methods, their practical application is not yet widespread. there is often lack of adequate knowledge related to the technique and it limitations, the cost of application and properties. the choice of method depends on the coating requirements for a particular part and the working conditions of it. the high-power lasers are used for surfacing by welding of different coating materials and substrates with very different properties. particularly important is the fact that lasers are characterized by a simple process automation, operation and service grundlagen laserstrahlbeschichten im folgenden kapitel soll ein kurzer überblick über die grundlagen des auftragschweißens mittels laserstrahlung gegeben werden. beginnend bei den einführung die extremen anforderungen die derzeit an bauteile und komponenten gestellt werden, können selbst von modernen werkstoffe nur bedingt erfüllt werden. in dieser hinsicht gewinnen angepasste beschichtungslösungen zunehmend an bedeutung. dadurch ist es möglich unterschiedliche werkstoffe zu kombinieren und somit eine beanspruchungsgerechte lösung zur verfügung zu stellen. so kann der grundkörper wirtschaftlich aus kostengünstigem und einfach bearbeitbarem werkstoff hergestellt werden. bauteilregionen in den die korrosionsund/oder verschleißbeständigkeit des grundwerkstoffes nicht ausreicht, können durch beschichtungslösungen entsprechend verstärkt werden und somit an das anforderungsprofil angepasst werden. obwohl zahlreiche verfahren zur ausführung derartiger auftragschweißungen zur verfügung stehen finden beschichtungslösung derzeit nur vereinzelt anwendung. oftmals hemmen mangelnde kenntnisse über einsatzgrenzen, beschichtungskosten und verarbeitbares werkstoff spektrum die integration von beanspruchungsangepassten funktionswerkstoffen in der komponente. infolge des schnellen verschleißes müssen derartige „mono-material“-bauteile innerhalb kürzester zeit ausgetauscht werden. wodurch neben werkstoffund fertigungskosten zusätzliche kosten infolge stillstand, reparatur, etc. entstehen. höhere kosten für anwendungsangepasste beschichtungslösungen amortisieren sich demzufolge nach bereits kurzer zeit. die auswahl des beschichtungsverfahrens richtet sich nach der jeweiligen anwendung und den anforderungen. so stehen derzeit das thermische spritzen, das plasma-pulverauftragschweißen, das laserstrahlbeschichten und zahlreiche weitere verfahren zur verfügung. insbesondere durch die industrielle verfügbarkeit leistungsstarker, energieeffizienter und kostengünstiger hochleistungsdiodenlaser wandelt sich das auftragschweißen mittels laserstrahlung vom nischenverfahren zum effizienten beschichtungsverfahren mit hoher flexibilität und guter automatisierbarkeit. insbesondere durch die einfache handhabung, prozessführung und überwachung etabliert sich das laserstrahlbeschichten zunehmend für ein breites anwendungsfeld. 11przegląd spawalnictwa 9/2011 charakteristischen merkmalen der laserstrahlung über verfügbare strahlquellen und verarbeitbare werkstoffe bis hin zu den derzeitigen prozessgrenzen soll das verfahren interessierten anwendern dargestellt werden und daraus die prozesstechnischen vorteile abgeleitet werden. eigenschaften der laserstrahlung laserstrahlung kann durch drei signifikante merkmale charakterisiert werden: – monochromatisch – zeitliche und räumliche kohärenz – minimale divergenz diese drei eigenschaften lassen sich aus der wirkungsweise des lasers ableiten und spiegeln sich im akronym laser (light amplification by stimulated emission of radiation) wieder. durch die stimulierte strahlungsemission werden die lichtquanten phasengleich verstärkt, so dass die emittierte strahlung sowohl zeitlich als auch räumlich kohärent ist. durch den aufbau des lasers und die diskreten energieniveaus, welche die elektronen einnehmen können, bildet sich innerhalb des resonator eine „stehende welle“ aus. demzufolge werden nur lichtquanten mit einer definierten wellenlänge verstärkt. lichtquanten die sich nicht parallel zur strahlachse des lasers ausbreiten, werden nicht reflektiert und löschen sich aus. der aus dem resonator durch einen teildurchlässigen spiegel ausgekoppelte strahl ist demzufolge nahezu parallel und besitzt nur eine minimale divergenz. folglich weist laserstrahlung im vergleich zu strahlung einer thermischen lichtquelle eine deutlich bessere fokussierbarkeit auf und erlaubt es hohe leistungsdichten zur verfügung zu stellen. strahlquellen das beschichten mittels laserstrahlung wurde erst durch die industrielle verfügbarkeit leistungsstarker strahlquellen möglich. zu beginn konnten ausgangsleistungen im kilowatt-bereich nur durch längsgeströmte co2-laser zur verfügung gestellt werden. aufgrund des schlechten absorptionsverhaltens der von derartigen strahlquellen emittierten wellenlänge (10,6 µm) eignen sie sich nur bedingt für das auftragschweißen (vgl. abb. 1). so ergibt sich für stahlwerkstoffe ein absorptionskoeffizient von etwa 10%, was in verbindung mit der geringen effizienz der strahlquelle von etwa 20%, zu einem geringen gesamtwirkungsgrad des prozesses und somit zu hohen bearbeitungskosten für das verfahren führt. erste fortschritte hinsichtlich einer gesteigerten gesamteffizienz konnten durch die einführung von nd:yag-festkörperlasern erzielt werden. das deutlich bessere absorptionsverhalten der werkstoffe für die strahlung derartiger laser (1,064 µm) mit etwa 35% für stahlwerkstoffe erlaubte es, trotz eines geringeren wirkungsgrades der strahlquelle von nur etwa 10% die gesamteffizienz zu verbessern. ein weiterer vorteil des nd:yag-lasers gegenüber co2-strahlquellen ist auf die möglichkeit zurückzuführen, dass die nd:yag-strahlung mittels flexibler lichtleitfasern geführt und gehandhabt werden kann. die deutlich längere wellenlänge der co2-strahlung hingegen erfordert spiegel zur strahlführung und weist somit einschränkungen hinsichtlich automatisierbarkeit und flexibler prozessführung auf. durch den im vergleich zum schneiden und schweißen hohen energiebedarf beim beschichten resultieren hohe prozesskosten, die eine wirtschaftliche anwendung nur bedingt zulassen und somit das anwendungsspektrum auf spezialanwendungen mit hoher wertschöpfung beschränken. erst durch die in den letzten jahren vorangetriebene entwicklung von leistungsstarken hochleistungsdiodenlasern gelang es die prozesseffizienz zu steigern und die beschichtungskosten zu reduzieren. aus abb. 1 geht hervor, dass die von derartigen strahlquellen emittierte wellenlängen von 808 und 940 nm insbesondere für aluminiumwerkstoffe einen absorptionskoeffizienten von bis zu 15% aufweisen und somit um den faktor 3 über nd:yagbzw. co2-laserstrahlung liegt. zusammen mit dem hohen wirkungsgrad von diodenlaserstrahlquellen von bis zu 35% ergibt sich eine deutlich bessere gesamteffizienz. folglich erlauben diodenlasersysteme eine wirtschaftlichere materialbearbeitung als klassische strahlquellen. zudem resultiert aus der möglichkeit, die strahlung in lichtleitkabeln einzukoppeln, eine gute handhabbarkeit, hohe flexibilität und eine gute automatisierbarkeit. auch hinsichtlich der verfügbaren leistung sind diodenlasersysteme mit bis zu 6 kw ausgangsleistung in das gebiet an festkörperund gaslaser vorgestoßen. die geringe strahlqualität derartiger halbleiterlaser schränkt das anwendungsspektrum im hinblick auf schweißund schneidapplikationen ein, führt jedoch beim beschichten, das nur geringe anforderungen an die qualität des strahls stellen, zu keinen einschränkungen. abb. 1. wellenund werkstoffabhängiges absorptionsverhalten rys. 1. zależność współczynnika absorpcji od długości fali 12 przegląd spawalnictwa 9/2011 werkstoffe das anwendungsspektrum des laserstrahlbeschichtens deckt eine breite palette von grundund zusatzwerkstoffen ab, wobei vorwiegend metallische werkstoffe zum einsatz kommen. als substratwerkstoffe kommen vorwiegend stahlund aluminiumwerkstoffe zum einsatz. die legierungszusammensetzung spielt dabei meist nur eine untergeordnete rolle, da der werkstoff nur geringfügig angeschmolzen wird, um so eine metallurgische verbindung zwischen substrat und schicht zu gewährleisten. durch die möglichkeit mittels laserstrahlbeschichten die eigenschaften von bauteilen lokal anzupassen, kann der grundkörper aus kostengünstigem material gefertigt werden, das sich einfach bearbeiten bzw. umformen lässt. bereiche mit besonderer beanspruchung werden anschließend mittels anforderungsangepasster werkstoffe beschichtet. durch die duktilität des grundwerkstoffes ist es möglich verschleißschutzwerkstoffe mit extremer härte rissfrei aufzutragen und somit das eigenschaftsprofil zu optimieren. es werden jedoch nicht nur aluminiumund stahlwerkstoffe beschichtet, sondern auch kupfer-, titan-, nickel-, magnesiumund zahlreiche andere legierungen werden mittels laserstrahlbeschichten an das jeweilige anforderungsprofil angepasst. hinsichtlich der mittels laserstrahlbeschichten verarbeitbaren zusatzwerkstoffe können fast alle schmelzflüssig prozessierbaren werkstoffe genutzt werden. während für das lokale instandsetzen und reparieren vorwiegend artgleichen materialen zum einsatz kommen, resultiert aus der intention des auftragschweißens zur erhöhung der verschleißund/ oder korrosionsbeständigkeit, dass artfremde werkstoffe mit höherer beständigkeit aufgetragen werden. dabei kommen bei stahlwerkstoffen meist legierungen auf nickelkobaltund eisenbasis unterschiedlicher zusammensetzung in verbindung mit hartphasenanteilen (karbide, boride, etc.) zum einsatz. jedoch werden auch aluminiumkupferwolframund zahlreiche andere legierungen mittels laserstrahlbeschichten verarbeitet. die zusatzwerkstoffe liegen meist in pulverform vor und werden mit entsprechenden pulverfördersystemen dem beschichtungsprozess zugeführt. die korngrößenverteilung der verwendeten pulver liegt üblicherweise im bereich 50÷150 µm. bei ausreichend duktilen werkstoffen, die eine verarbeitung als drahtförmigen zusatz erlauben, werden diese aufgrund der besseren handhabbarkeit auch in form von drähten genutzt. wodurch zum einen kein overspray, wie es bei pulverförmigen werkstoffen der fall ist, entsteht und zum anderen entfallen aufwändige reinigungsschritte zur beseitigung des überschüssigen pulvers. der durchmesser der verwendeten drähte beträgt dabei 0,8÷1,6 mm, wobei meist 1,6 mm drähte zum einsatz kommen. verfahrensablauf die hohe energiedichte des fokussierten laserstrahles erlaubt es, die zu bearbeiteten werkstoffe innerhalb sehr kurzer zeit bis auf schmelztemperatur aufzuheizen. für eine sichere verbindung zwischen grundund zusatzwerkstoff muss das substrat oberflächlich angeschmolzen und der beschichtungswerkstoff meist vollständig aufgeschmolzen werden. der zusatzwerkstoff kann dabei bereits auf der oberfläche des substrates vordeponiert sein und wird durch den laserstrahl umgeschmolzen (zweistufige prozessführung) oder während des beschichtungsvorganges unmittelbar dem prozess in drahtoder pulverform zugeführt werden (einstufige prozessführung). in abb. 2 ist der einstufige prozess mit schleppender anordnung der zusatzwerkstoffzuführung, in diesem fall pulver, schematisch dargestellt. die prozessparameter vorschubgeschwindigkeit, laserleistung, brennfleckdurchmesser sind dabei so aufeinander abzustimmen, dass der grundwerkstoff nur geringfügig aufgeschmolzen wird und mit der beschichtung eine fest haftende metallurgische verbindung eingeht. der aufmischungsgrad liegt dabei meist im bereich zwischen 5 und 10%, so dass die eigenschaften des schichtwerkstoffes nahe vollständig erhalten bleiben. die geforderte schichtqualität hinsichtlich verschleißund korrosionsbeständigkeit kann somit im vergleich zu anderen thermischen auftragschweißverfahren wie beispielsweise dem wig-auftragschweißen bereits bei einlagigem schichtauftrag sichergestellt werden. das beim laserstrahlauftragschweißen aufgeschmolzene substratmaterial wird durch die marangoni-konvektion gleichmäßig im schmelzbad verteilt, so dass eine homogene schichtzusammensetzung vorliegt. ursache für die ausgeprägte schmelzbadkonvektion ist die temperaturabhängige oberflächenspannung des schichtwerkstoffes und eine inhomogene temperaturverteilung über die oberfläche der beschichtung, so dass ein gradient im verlauf der oberflächenspannung resultiert. dieser führt zu einer scherspannung und somit zu einer bewegung der schmelze. die oberflächenspannung ist zudem maßgeblich für die geometrische form des schmelzbades und somit für die resultierende geometrie der einzelraupe verantwortlich. das schmelzbad bildet sich aufgrund der dominierenden rolle der oberflächenspannung meist abb. 2. verfahrensablauf (schematisch) rys. 2. przebieg procesu (schematycznie) 13przegląd spawalnictwa 9/2011 in form eines kreisabschnitts aus (vgl. abb. 3). sollen flächen mit über die breite der einzelraupe hinausreichenden abmessungen bearbeitet werden, so erfolgt dies durch das nebeneinanderlegen entsprechender einzelraupen. zum erreichen einer dichten und geschlossenen oberfläche wird die vorhergehende raupe oberflächlich angeschmolzen, so dass eine durchgehende metallurgische verbindung resultiert. in abhängigkeit des jeweiligen anwendungszwecks spricht man dabei vom plattieren oder panzern/hartauftragen. während beim plattieren das hauptaugenmerk auf der erhöhung der korrosionsbeständigkeit liegt, soll beim panzern/hartauftragen eine erhöhte verschleißbeständigkeit erzielt werden. moderne legierungen zum auftragschweißen kombinieren meist beide eigenschaften in abhängigkeit des jeweiligen anwendungsfalls. weiterhin erfolgt eine unterteilung des verfahrens laserstrahlauftragschweißen nach dem anwendungsbereich. das flächige beschichten dient der anpassung der lokalen oberflächeneigenschaften eines bauteils, während das generieren oder formgebende auftragschweißen für das erreichen der gewünschten bauteilabmessungen eingesetzt wird. prozessparameter und leistungsgrenzen über die bisher dargestellten vorteile hinaus, zeichnet sich das verfahren laserstrahlauftragschweißen durch eine vergleichsweise einfache prozessführung aus. so kann die geometrische form der jeweiligen einzelraupen durch parametervariation gezielt beeinflusst werden. die jeweilige breite der einzelraupen br kann unter einhaltungen energetischer randbedingungen über den fokusdurchmesser 2rf verändert werden (vgl. abb. 4). aufgrund der wärmeableitung in den grundwerkstoff bildet sich ein schmelzbad aus, das geringfügig schmaler als der brennfleckdurchmesser ist. typische raupenbreiten liegen im bereich 1÷5 mm, größere breiten sind aufgrund der begrenzten laserleistung und des enorm steigenden aufwands für die strahlformung wenig sinnvoll und werden meist durch das nebeneinanderlegen mehrere einzelraupen realisiert. der überlappungsgrad beträgt dabei etwa 15÷35%, so dass auftragschweißungen mit geringer welligkeit und dementsprechend geringem nachbearbeitungsaufwand resultieren. minimale raupenbreiten von bis zu 200 µm sind durch entsprechende strahlfokussierung und entsprechend reduzierte leistung zu erreichen. abb. 3. schweißauflage rys. 3. napoina abb. 4. raupenbreite in abhängigkeit des fokusdurchmessers (hüg 92) rys. 4. zależność szerokości ściegu od średnicy ogniska (hueg 92) für die ausführung noch geringerer nahtbreiten ist zudem eine angepasste pulverfraktion, die deutlich unter der gewünschten raupenbreite liegt erforderlich. in wirtschaftlicher hinsicht sind dabei jedoch der deutlich erhöhte aufwand und die kosten zu berücksichtigen. eine vergleichbare abhängigkeiten besteht zwischen pulverförderrat und höhe der einzelraupe (vgl. abb. 5). aus abb. 5 geht hervor, dass die höhe hb der einzelraupe primär von der zugeführten pulverstreckenmasse bestimmt wird. aufgrund der näherungsweise halbkreisförmigen nahtgeometrie ist das verhältnis zwischen höhe zu breite bei etwa 1:2, so dass sich die typische raupenhöhen im bereich 0,5÷2,5 mm bewegt. höhere raupen sind aufgrund der eingeschränkten schmelzbadstabilität nur mit besonderem aufwand zu erreichen und werden meist durch mehrlagiges auftragschweißen realisiert. minimale auftragshöhe liegt bei etwa 200 µm und erfordert ein eine exakte abstimmung der prozessparameter. auch hier sind konstante randbedingungen vorausgesetzt und energetische grenzen zu berücksichtigen. die vorschubgeschwindigkeit, als ausschlaggebender prozessparameter für die auftragsbzw. flächenleistung, besitzt hingegen nur einen geringen einfluss auf die geometrie der raupe. unter umständen ist sogar zu erkennen, dass die raupenhöhe mit steigender prozessgeschwindigkeit zunimmt. dies ist auf die effizientere energienutzung mit steigender prozessgeschwindigkeit zurückzuführen, wodurch sich die verluste infolge wärmeableitung in den grundwerkstoff reduzieren und somit mehr energie zum aufschmelzen der werkstoffe zur verfügung steht. typische bearbeitungsgeschwindigkeiten liegen im bereich 0,2÷2 m/min, wobei jedoch auch untersuchungen mit bis zu 30 m/min bekannt sind /par 03/. aus energetischer sicht ergibt sich für das laserstrahlauftragschweißen eine erforderliche leistungsdichte von etwa 104÷106 w/cm² und liegt somit im bereich des wärmeleitungsschweißens und des härtens. aufgrund der geringen leistungsdichte abb. 5. raupenhöhe hb in abhängigkeit der pulverstreckenmasse (vol 98) rys. 5. zależność wysokości ściegu hb od wydatku proszku (vol 98) 14 przegląd spawalnictwa 9/2011 unterbleibt während der bearbeitung ein plasmabildung, wie es beispielsweise beim tiefschweißen (i > 5*106 w/cm²) der fall ist. typischerweise wird beim laserstrahlauftragschweißen mit einer laserleistung von etwa 1÷3 kw gearbeitet. die förderrate des zusatzwerkstoffes beträgt in abhängigkeit der jeweiligen anwendung 10÷100 g/min. bei einem pulvernutungsgrad von 25÷75 % ergibt sich eine auftragsleistung von etwa 1 kg/h, was im vergleich zu anderen thermischen beschichtungsverfahren, wie beispielsweise dem plasmaspritzen mit einer auftragsleistung von bis zu 10 kg/h, die hohen kosten des verfahrens erklärt. in dieser hinsicht sind durch neue entwicklungen große fortschritte erzielt worden, auf die in kapitel 4 näher eingegangen werden soll. anwendungen hinsichtlich des anwendungsspektrums werden beim laserstrahlauftragschweißen zwei grundlegende bereiche unterschieden. das flächige auftragschweißen, meist auch als beschichten bezeichnet, erlaubt eine anpassung der lokalen oberflächeneigenschaften an die anforderungen des jeweiligen anwendungsfalls und kommt meist bei erhöhten anforderungen an korrosionsund verschleißschutz zum einsatz. das mehrlagige formgebende auftragschweißen erlaubt es die form der oberfläche anzupassen. flächiges beschichten durch seine flexibilität, seine vergleichsweise einfache prozessführung und das umfassende werkstoffspektrum kommt das laserstrahlauftragschweißen in einem breiten anwendungsfeld zum einsatz. aufgrund der hohen prozesskosten ist eine anwendung für großflächige bauteile nur bedingt sinnvoll. vielmehr wird das flächige beschichten für komplexe konturen und häufig wechselnde bearbeitungsaufgaben eingesetzt. als klassisches anwendungsbeispiel ist das lokale verstärken hochund höchstbeanspruchter umform und spritzgießwerkzeuge (abb. 6) zu sehen. so unterliegen beispielsweise gussformen aus dem bereich kunststoffspritzoder aluminiumdruckguss insbesondere im angussbereich aufgrund der hohen strömungsgeschwindigkeiten und der hohen temperaturen einer extremen thermomechanischen beanspruchung. durch lokales auftragschweißen ist es möglich den verschleiß zu reduzieren und somit die standzeit zu erhöhen, wodurch sich die mehrkosten für das laserstrahlauftragschweißen nach kurzer zeit amortisiert haben. zahlreiche weitere anwendungsgebiete ergeben sich im bereich des umformens, wo das laserstrahlauftragschweißen eingesetzt wird um mechanisch besonders beanspruchte bereiche zu verstärken und somit einer vorzeitigen abnutzung entgegenzuwirken (abb. 7). auch ist es möglich bereits verschlissene bereich wieder herzustellen und somit die lebensdauer zu verlängern. durch geeignete werkstoffwahl, hinsichtlich verschleißbeständigkeit, warmhärte, etc., kann eine anforderungsangepasste werkzeugoberfläche erzieaber nicht nur die eigentliche form beim spritzguss ist enorm hohen belastungen ausgesetzt. so kommt es auch bei der zuführung des materials zu extremen beanspruchungen, so dass beispielsweise extruderwellen einem extremen verschleiß aufweisen. insbesondere bei der verarbeitung von partikeloder faserverstärkten werkstoffe ergeben sich hohe abnutzungserscheinungen. demzufolge wird auch in diesem bereich auf das laserstrahlauftragschweißen zurückgegriffen. eine zuordnung zum flächigen beschichten oder zum formgebenden auftragschweißen ist nicht direkt möglich, sondern erfolgt in abhängigkeit der jeweiligen ausführungsform. da ein direktes generieren der stegstrukturen aufgrund der eingeschränkten schmelzbadstabilität derzeit nur begrenzt möglich ist und ein mehrlagiges auftragen enorme kosten mit sich bringt werden vorgefertigte stegstrukturen mittels entsprechender werkstoffe beschichtet. folglich ist auch hier von flächigem beschichten auszugehen. die palette der möglichen anwendungen kann dabei beliebig fortgeführt werden und reicht von der beschichtung von ventildeckeln, über kurbelwellenlagersitze bis hin zu messerschneiden. insbesondere bei industriell genutzten messerschneiden, die im schnittbereich eine extreme verschleißbeständigkeit erfordern, kann die geforderte schichteigenschaft nur durch mehrlagiges auftragschweißen mit variabler pulverzusammensetzung realisiert werden. für eine gute haftung und eine metallurgische anbindung an den grundwerkstoff ist eine artgleiche oder –ähnliche legierung erforderlich. der eigentliche schneidenbereich abb. 6. spritzgusswerkzeug für gfk-bauteile kanten laserstrahlbeschichtet (quelle: laser bearbeitungsund beratungszentrum gmbh) rys. 6. krawędzie odlewu ciśnieniowego napawane laserem (źródło: laser bearbeitungsund beratungszentrum gmbh) abb. 7. lokales beschichten eines umformwerkzeuges (quelle: laser bearbeitungsund beratungszentrum gmbh) rys. 7. miejscowe napawanie narzędzia do obróbki plastycznej (źródło: laser bearbeitungsund beratungszentrum gmbh) 15przegląd spawalnictwa 9/2011 hingegen erfordert jedoch einen hohen hartstoffanteil, um die anforderungen hinsichtlich verschleißbeständigkeit zu erfüllen. aufgrund der unterschiedlichen ausdehnungskoeffizienten ist ein direkter auftrag auf den schichtwerkstoff nicht möglich. demzufolge kommen zwei pulverzuführeinheiten zum einsatz und die schichtzusammensetzung kann gezielt verändert werden. mit zunehmender beschichtungshöhe wird der hartstoffanteil erhöht und die unterschiedlichen ausdehnungskoeffizienten können ausgeglichen werden. zahlreiche anwendungen, wie beispielsweise die instandsetzung verschlissener zahnräder oder ungenau gefertigte werkzeuge, etc. können jedoch nicht eindeutig dem beschichten zugeordnet werden, da auch eine direkte formgebung des werkstückes erfolgt und müssen deshalb dem generieren zugeordnet werden. filigranere auftragschweißungen werden meist mittels gepulster laserstrahlung und mit von hand zugeführtem zusatzwerkstoff durchgeführt, wodurch sich kleine flächen wirtschaftlich instandsetzen oder beschichten lassen. insbesondere bei der materialbearbeitung mit gepulster laserstrahlung lässt sich der vorteil einer geringen thermischen bauteilbeeinflussung nutzen, so dass im grundwerkstoff nur eine minimale bzw. vernachlässigbare gefügeveränderung erfolgt. beim manuellen laserstrahlauftragschweißen wird der laserstrahl mittels joystick positioniert und der drahtförmige zusatzwerkstoff von hand zugeführt. abb. 8. laserstrahlauftragschweißen einer extruderschnecke (quelle: pallas ag) rys. 8. element prasy ślimakowej napawany laserem (źródło: pallas ag) der werkstoff wird durch den laserstrahl puls für puls an den jeweiligen stellen aufgetragen. insbesondere bei komplexen und sehr filigranen strukturen entstehen vorteile gegenüber der klassischen vorgehensweise, da der programmieraufwand und dergleichen entfällt. über das flächige beschichten hinaus findet das laserstrahlauftragschweißen zunehmend anwendung zur direkten herstellung komplexer bauteile. vergleichbar zu rapid-prototyping-verfahren, werden die bauteile schicht für schicht aufgebaut und erlauben dadurch die herstellung enorm komplexer geometrien. im gegensatz zu konventionellen rapid-prototyping werden nicht nur kunststoffe verarbeitet, sondern direkt metallpulver verschweißt. zudem erfolgt die zuführung des zusatzwerkstoffes während des beschichtungsvorganges. im falle des formgebenden auftragschweißens wird oftmals von laserstrahlgenerieren gesprochen. generieren eine genaue abgrenzung des generierens vom flächigen laserstrahlauftragschweißen ist bei zahlreichen anwendungen nur bedingt möglich, da meist eine mischung aus beiden anwendungsgebieten auftritt. so kommen auch beim formgebenden auftragschweißen meist verschleißbeständige werkstoffe zum einsatz. durch eine zusätzliche integration von beispielsweise kühlkanälen kann jedoch nur bedingt vom flächigen beschichten gesprochen werden. das laserstrahlgenerieren bietet sich insbesondere bei anwendungen an, bei den klassische herstellungsroutinen, wie beispielsweise das fräsen oder drehen versagen. innenliegende kühlund medienkanäle können insbesondere bei komplexen werkzeugformen nur bedingt durch konventionelle fertigungsprozesse realisiert werden. durch das mehrlagige laserstrahlauftragschweißen ist es möglich derartige werkzeuge direkt herzustellen. dazu wird das modell des formkörpers in einzelne schichten zerlegt (slicen) und anschließend mittels laserstrahlschweißen schicht für schicht aufgebaut. so können werkzeuge mit anforderungsangepassten innenkonturen zur kühlung, medienzuführung, hohlräume zur gewichtsund kostenersparnis oder zahlreichen anderen funktionen gefertigt werden. insbesondere die breite werkstoffpalette, die beim laserstrahabb. 9. beschichtete lauffläche einer kurbelwelle (quelle: laser bearbeitungsund beratungszentrum) rys. 9. wał korbowy z pokrytą powierzchnią czopa (źródło: laser bearbeitungsund beratungszentrum) abb. 10. instandgesetztes zahnrad (quelle: llt, rwth aachen rys. 10. zregenerowane koło zębate (źródło: llt, rwth aachen) abb. 11. manuelles auftragschweißen (quelle: rofin lasertechnik; hamburg) rys. 11. napawanie ręczne (źródło: rofin lasertechnik; hamburg) 16 przegląd spawalnictwa 9/2011 lauftragschweißen verarbeitet werden kann, erlaubt es das anforderungsprofil bestmöglich zu erfüllen. so können beispielsweise maßgeschneiderte kühllösungen gefertigt werden (abb. 12/rechts). der grundkörper wird dabei aus gut wärmeleitfähigem material, z.b. kupfer, aufgebaut. die kühlkanäle werden dabei an den entsprechenden stellen integriert und sorgen so für eine effiziente wärmeableitung. die eigentliche werkzeugoberfläche hingegen wird aus werkstoff mit entsprechender verschleißbeständigkeit gefertigt und ist somit in der lage das anforderungsprofil hinsichtlich kurzer kühlzeiten und optimaler standzeit zu erfüllen. die in abb. 12 dargestellten anwendungsbeispiele für das laserstrahlgenerieren weisen eine vergleichsweise einfache kontur auf. durch das formgebende laserstrahlauftragschweißen können jedoch auch weitaus komplexere geometrien realisiert werden. so ist es beispielsweise denkbar, die stegstruktur beim extruderschnecken direkt aufzubauen. hingegen der bisherigen strategie, vorgefertigte stege zu beschichten, können so die für die plastifizierung und transport des granulats erforderliche stege auf eine welle endkonturnah aufgebracht werden. neben einem größeren verschleißvolumen kann so auch die bearbeitungszeit minimiert und somit die kosten reduziert werden. aufgrund der eingeschränkten stabilität des schmelzbades sind für das direkte generieren von stegstrukturen mit ausgeprägtem aspektverhältnis in einem übergang spezielle lösungsansätze erforderlich, auf die im folgenden kapitel näher eingegangen werden soll. neue entwicklungen die exzellente qualität der mittels laserstrahlauftragschweißen hergestellten beschichtungen erlaubt es, das verfahren für zahlreichen anwendungen einzusetzen. die geringe prozesseffizienz hingegen führt jedoch zu hohen beschichtungskosten, so dass sich das einsatzgebiet auf wenige spezialanwendungen mit verhältnismäßig hoher wertschöpfung beschränkt. für eine aufweitung des anwendungsspektrums sind demzufolge strategien zur steigerung abb. 12. anwendungsbeispiele laserstrahlgenerieren (quelle: trumpf lasertechnik; ditzingen) rys. 12. przykłady zastosowania wiązki promieniowania laserowego do technik specjalnych (źródło: trumpf lasertechnik; ditzingen) der wirtschaftlichkeit erforderlich. diese lassen sich primär durch folgende möglichkeiten realisieren: – effizienzerhöhung der strahlquellen – steigerung der prozesseffizienz (z.b. hybride verfahren) – optimierung der schmelzbadgeometrie nachfolgend sollen anhand von ausgewählten beispielen die möglichkeiten und das potenzial der einzelnen lösungsstrategien erläutert werden. effizienzerhöhung der strahlquellen die derzeit zu laserstrahlauftragschweißen eingesetzten co2und nd:yag-strahlquellen führen aufgrund ihres geringen wirkungsgrades von etwa maximal 15% zu einer vergleichsweise geringen prozesseffizienz. zudem wird die emittierte strahlung mit einer wellenlänge von 1060 und 1064 nm nur schlecht vom werkstoff absorbiert. insbesondere für die bearbeitung von aluminium resultiert ein absorptionsgrad von maximal 5 % (nd:yag) und 3% (co2) und somit eine gesamteffizienz im bereich von etwa 1%, wodurch enorme beschichtungskosten resultieren. in dieser hinsicht resultieren aus der entwicklung neuartiger hochleistungsdiodenlasersysteme umfassende möglichkeiten zur reduktion der beschichtungskosten. neben einer deutlich höheren wirkungsgrad der strahlquelle von bis zu 40% ergeben sich zudem vorteile aus der wellenlänge der emittierten strahlung. durch die dotierung der halbleiter emittieren derartige laser strahlung mit deutlich besseren absorptionseigenschaften. derzeit eingesetzte strahlquellen mit einer wellenlänge von 808 & 940 nm beispielsweise besitzen eine absorption von über 10 % für aluminium und von deutlich über 30 % für stahlwerkstoffe. weiterhin weisen diodenlasersysteme eine für den auftragschweißprozess optimierte homogene intensitätsverteilung auf. somit kann eine über den gesamten querschnitt der auftragschweißung homogene energieverteilung erreicht werden. der zugeführte werkstoff wird dadurch gleichmäßige aufgeschmolzen. die eingeschränkte strahlqualität spielt beim auftragschweißen nur eine untergeordnete rolle. einzig bei der einkopplung in lichtleitfasern entstehen aufgrund der eingeschränkten fokussierbarkeit probleme. so kommen beispielsweise bei strahlquellen mit einer maximalen ausgangsleistung von 4 kw faserdurchmesser von 1,5mm zum einsatz. somit ist eine flexible bearbeitung mittels industrieroboter möglich. aufgrund der geringen baugröße ist auch eine direktbearbeitung möglich, wobei der diodenlaser direkt am roboter befestigt wird. für das laserstrahlauftragschweißen kommen üblicherweise leistungen im bereich 1÷3 kw zum einsatz, so dass diodenlasersysteme, die derzeit mit bis zu 6 kw ausgangsleistung zur verfügung stehen, ausreichen. 17przegląd spawalnictwa 9/2011 steigerung der prozesseffizienz (z. b. hybride verfahren) ein weiterer ansatz zur senkung der schichtkosten ergibt sich aus hybridprozessen. zum einen kann durch die zusätzliche energie die auftragsgeschwindigkeit gesteigert und zum anderen kann durch die zweite energiequelle der wärmeeintrag in grundund zusatzwerkstoffe getrennt gesteuert und so der beschichtungsprozess optimiert werden. so kann zum aufheizen der werkstoffe die kostengünstige energie beispielsweise eines lichtbogenprozesses genutzt werden und der eigentliche beschichtungsvorgang mittels laserstrahlung durchgeführt werden. die resultierenden synergieeffekte führen zu einer signifikanten steigerung der prozesseffizienz und somit zu einer reduktion der schichtkosten. induktiv unterstütztes laserstrahlbeschichten [bey 01] das induktiv unterstützte laserstrahlbeschichten, wie auch das induktiv unterstützte laserstrahlschweißen, dienen vorrangig der bearbeitung kaltrissgefährdeter werkstoffe. jedoch ergeben sich aus der zusätzlich eingebrachten induktionsleistung über die anpassung der abkühlverhaltens hinaus synergieeffekte. wie aus abb. 13 hervorgeht, kann durch das induktive vorund/oder nachwärmen die abkühlrate verringert und so die gefahr von aufhärtungsrissen reduziert werden, ohne dabei auf eine vollständige ofenvorwärmung zurückgreifen zu müssen. durch die veränderung des abkühlverhaltens kann die bildung eines rissanfälligen martensitgefüges verhindert und anstelle dessen ein weniger empfindlicheres bainitoder perlitgefüge erreicht werden. über die metallurgischen effekte hinaus, ist es durch die zusätzliche induktionsleistung möglich, die zur verfügung stehende laserleistung effektiver für den beschichtungsprozess zu nutzen. so konnte beispielsweise die auftragsrate beim laserstrahlbeschichten um den faktor 5-10 gesteigert werden, womit eine signifikante reduktion der schichtkosten einhergeht. abb. 13. verändertes zeit-tempertur-regime bei der induktiv unterstützen lasermaterialbearbeitung [sti 01] rys. 13. wpływ wiązki promieniowania laserowego na przebiegi czas-temperatura podczas procesu podgrzewania [sti 01] laser-plasmaspritzen das plasmaspritzen kennzeichnet sich neben einer hohen auftragsleistung auch durch eine im vergleich zu anderen thermischen spritzverfahren gute qualität der aufgetragenen beschichtung. der für das thermischen spritzen charakteristische lamellenförmige schichtaufbau, mit poren und hohlräumen tritt jedoch auch beim plasmaspritzen auf und führt neben einer eingeschränkten schichthaftung auch zu einer begrenzten korrosionsbeständigkeit. oftmals wird deshalb ein zusätzlicher nachbehandlungsprozess mittels laserstrahlung durchgeführt und der aufgetragene werkstoff umgeschmolzen, so dass eine dem laserstrahlauftragschweißen äquivalente schichtqualität resultiert. somit kann die hohe auftragsleistung des thermischen spritzens mit der ausgezeichneten qualität des laserstrahlschweißens kombiniert werden. aufgrund der zweistufigen prozessführung resultiert jedoch eine hoher zeitund auch kostenaufwand, was eine wirtschaftliche industrielle umsetzung unterbindet. durch die simultane anwendung der beiden verfahren, kann zum einen die prozesszeit signifikant reduziert und zudem die restwärme aus dem spritzprozess für das laserstrahlumschmelzen genutzt werden. somit ist es möglich großflächige bauteile wirtschaftlich mit einer qualitativ hochwertigen beschichtung zu versehen. die für das konventionelle laserstrahlauftragschweißen charakteristische detailgenauigkeit geht dabei jedoch verloren, so dass eine anwendung für filigrane strukturen nicht gegeben ist. untersuchungen mit dem in abb. 14 dargestellte aufbau zum hybriden laser-plasmaspritzen, belegen, dass durch die kombination der beiden verfahren plasmaspitzen und laserstrahlumschmelzen eine steigerung der auftragsleistung um den faktor 4 im vergleich zum konventionellen laserstrahlbeschichten möglich ist und die schichtkosten signifikant reduziert werden können. plasmaunterstütztes laserstrahlauftragschweißen soll die detailgenauigkeit des laserstrahlauftragschweißens erhalten bleiben, so zum vorwärmen abb. 14. schematischer und realer aufbau zum hybriden laser plasmaspritzen [now 01] rys. 14. proces hybrydowy – natryskiwanie plazmowe z laserem; schemat ideowy i aplikacja [nov 01] 18 przegląd spawalnictwa 9/2011 der werkstoffe eine energiequelle zu wählen, die der charakteristik des laserstrahlauftragschweißens hinsichtlich bearbeitungsbzw. wechselwirkungsgröße entspricht. konventionelle lichtbögen, wie sie beispielsweise beim wig-schweißen zum einsatz kommen, weisen nur eine geringe leistungsdichte auf, wodurch ein effektives lokales vorwärmen nur eingeschränkt möglich ist. zudem führt die geringe stabilität des lichtbogens zu prozessinstabilitäten bei der bearbeitung von kanten und nuten. in dieser hinsicht bieten plasmalichtbögen aufgrund ihrer hohen leistungsdichte, ihrer geringen abmessungen und ihrer ausgesprochenen stabilität deutlich umfassendere möglichkeiten. so können die zugeführten pulverwerkstoffe effektiv vorgewärmt werden und der grundwerkstoffe lokal begrenzt aktiviert und erwärmt werden. die zusätzlich eingebrachte energie erlaubt es die zur verfügung stehende laserleistung effektiver zu nutzen und dadurch die prozessgeschwindigkeit zu steigern, wodurch ein zusätzlicher synergieeffekt resultiert. der prinzipielle aufbau eines derartigen hybridprozesses ist in abb. 15 schematisch dargestellt. der dem laserprozess vorgelagerte plasmalichtbogen wärmt den zusatzwerkstoff und das substrat vor. der in geringem abstand folgende laserstrahl schmilzt die werkstoffe auf und erzeugt ein schmelzbad. die spezifischen vorteile der verfahrenskombination resultieren jedoch nicht nur aus der zusätzlichen energie des plasmalichtbogens, sondern sind auch auf das dadurch verbesserte energiemanagement zurückzuführen. so wird durch die steigerung der prozessgeschwindigkeit eine effektivere nutzung der zur verfügung stehenden leistung erreicht (vgl. abb. 16). die für den beschichtungsprozess erforderliche leistung plaser kann dabei drei unterschiedlichen mechanismen zugeordnet werden. pheat charakterisiert den zum erwärmen der werkstoffe erforderlichen leistungsanteil und nimmt linear mit der prozessgeschwindigkeit zu. auch die für das schmelzen und überhitzen der werkstoffe erforderliche leistung zeigt ein vergleichbares verhalten und nimmt direkt proportional mit der vorschubgeschwindigkeit zu. gleichzeitig wird jedoch auch ein nicht zu vernachlässigender leistungsanteil pcond durch wärmeleitung an das substrat abgegeben und steht nicht für den eigentlichen beschichtungsprozess zur verfügung. entgegen den beiden anderen anteile nimmt pcond nur mit etwa der dritten wurzel der prozessgeschwindigkeit zu. somit ergibt sich für höhere prozessgeschwindigkeiten eine effektivere nutzung der verfügbaren leistung, die durch das verhältnis von pcond/ plaser veranschaulicht werden kann. je höher die prozessgeschwindigkeit, desto geringer wird der anteil der durch wärmeleitung in den grundwerkstoff abgeführten leistung pcond im verhältnis zur gesamtleistung plaser, die prozesseffizienz steigt. der in abb. 17 dargestellte prozessvergleich zeigt sehr anschaulich, dass durch die zusätzliche plasmaenergie von etwa 0,9 kw, die prozessgeschwindigkeit um mehr als den faktor 3 gesteigert werden kann. der effekt kann dabei nicht vollständig auf die zusätzliche energie zurückgeführt werden, da diese nur etwa um 50% erhöht wurde. vielmehr ist der effekt der aus der höheren prozessgeschwindigkeit resultierenden optimierung des energiemanagements zuzuschreiben. über die steigerung der auftragsleistung hinaus können zahlreiche weitere synergieeffekte erzielt werden. so kann die thermische bauteilbelastung von abb. 15. schematischer aufbau zum plasmaunterstützten laserstrahlbeschichten rys. 15. schemat napawania laserowego wspomaganego napawaniem plazmowym abb. 16. energieverteilung beim laserstrahlauftragschweißen rys. 16. rozkład energii przy napawaniu laserowym abb. 17. prozessvergleich rys. 17. porównanie procesów 19przegląd spawalnictwa 9/2011 6,1 kj/cm für das konventionelle laserstrahlbeschichten auf 2,6 kj/cm reduziert werden. dadurch ergeben sich zum einen vorteile hinsichtlich der energiekosten und zudem kann die thermisch bedingte gefügeveränderung des substratmaterials signifikant verringert werden, so dass auch temperaturempfindliche bauteile bearbeitet werden können. in wirtschaftlicher ergeben sich weitere vorteile, da durch die vorwärmung des pulvers ein rasches aufschmelzen der werkstoffe erreicht werden kann, wodurch der ungenutzte pulveranteil von etwa 50% für das laserverfahren auf etwa 10% reduziert werden kann. somit ist auch über die werkstoffkosten eine senkung der beschichtungskosten zu erreichen. die signifikanteste reduktion der schichtkosten resultiert aus der verdoppelung der auftragsleistung von etwa 0,8 kg/h für das laserstrahlbeschichten auf etwa 1,6 kg/h, wobei in beiden fällen eine konstante laserleistung von 1,8 kw zum einsatz kam. die prozesskombination plasmaunterstütztes laserstrahlauftragschweißen erlaubt somit über eine steigerung der prozesseffizienz hinaus, die charakteristik des konventionellen laserstrahlbeschichtens aufrecht zu erhalten und ermöglicht so auch das bearbeiten filigraner strukturen. optimierung der schmelzbadgeometrie ein neuer ansatz zur senkung der schichtkosten bezieht sich auf die geometrische form der auftragschweißung. so kann durch eine entsprechend angepasste schmelzbadgeometrie das flächige beschichten und das formgebende auftragschweißen (generieren) optimiert werden. aufgrund des kräfteverhältnisses im schmelzbad, das für das konventionelle laserstrahlbeschichten von den kräften aufgrund der oberflächenspannung dominiert wird, bildet sich die an abb. 18a dargestellte geometrie aus. diese weist optimierungspotenzial für das flächige beschichten, wo eine breite und flache nahtform gewünscht wird (vgl. abb. 18b), und für das generieren, bei dem ein ausgeprägtes aspektverhältnis zur verkürzung der prozesszeit führt (vgl. abb. 18cdurch eine zusätzliche kraft auf das schmelzbad, beispielsweise durch die wechselwirkung magnetischer felder und einem elektrischen strom, kann der querschnitt der raupengeometrie optimiert und an die jeweilige anforderung angepasst werden. abb. 18. nahtgeometrie beim auftragschweißen: a) nahtquerschnitt beim konventionellen auftragschweißen, b) optimierte raupengeometrie für das flächige beschichten, c) erhöhtes aspektverhältnis für das generieren rys. 18. geometria napoiny: a) przekrój napoiny – proces konwencjonalny, b) optymalna geometria ściegu – napawanie płaskie, c) wysoka napoina – proces specjalny permanentes magnetfeld dazu wurde ein aufbau realisiert der es erlaubt ein magnetisches feld und einen elektrischen strom auf das schmelzbad auszuüben (vgl. abb. 19). in abhängigkeit der orientierung der beiden komponenten kann die wirkrichtung der induzierten lorentzkraft gezielt beeinflusst und somit die form des schmelzbades optimiert werden. die in abb. 20 dargestellten querschliffe zeigen das schichtsystem nicrbsi aufgetragen auf korrosionsbeständigem crni-stahl (1.4301) bei einer magnetischen feldstärke von 0,55 tesla und unterschiedlichen stromstärken. dabei ist zu erkennen, dass die wirkung der lorentzkraft mit steigender stromstärke zunimmt und bei einer in richtung substrat wirkenden lorentzkraft zum abflachen der beschichtung führt. eine entgegengesetzte kraftrichtung, die entweder durch umkehr der feldoder stromrichtung erreicht werden kann, führt zum aufrichten der beschichtung, so dass ein ausgeprägtes aspektverhältnis resultiert und vorteile für das mehrlagige generieren aufweist. im rahmen der durchgeführten untersuchungen konnte nachgewiesen werden, dass für die beeinflussung der schmelzbadgeometrie gewisse voraussetzungen erfüllt sein müssen. die induzierten lorentzkräfte müssen beispielsweise größer als die kräfte aufgrund der oberflächenspannung sein. demzufolge hängt die erforderliche lorentzkraft, und somit auch der feld abb. 19. aufbau zum magnetisch gestützten laserstrahlauftragschweißen rys. 19. schemat stanowiska – napawanie laserowe wspomagane polem magnetycznym abb. 20. schichtsystem nicrbsi – 1.4301 rys. 20. powłoki ze stopu nicrbsi – 1.4301 20 przegląd spawalnictwa 9/2011 und stromstärke, von der schmelzbadgröße ab. kleine schmelzbäder erfordern aufgrund des starken einflusses der oberflächenspannung hohe stromund feldstärken. zudem ist für die wirkung der lorentzkraft die lokale stromdichte im schmelzbad ausschlaggebend, so dass auch die elektrische leitfähigkeit der eingesetzten werkstoffe und die größe der zu beschichtenden bauteile einen entscheidenden einfluss besitzen. eine wirtschaftliche umsetzung ist deshalb derzeit nur für geringe substratquerschnitte abzusehen. hochfrequentes magnetfeld durch den einsatz hochfrequenter magnetfelder und den dadurch bedingten skin-effekt ist es möglich die bei permanenten magnetfeldern auftretenden probleme zu umgehen. durch die wechselnde feldstärke im grundwerkstoff wird der für die elektromagnetischen kräfte erforderliche elektrische strom direkt im schmelzbad induziert, so dass kein externer elektrischer strom erforderlich ist. in abhängigkeit der jeweiligen form und position des verwendeten induktors ist es möglich das aspektverhältnis zu erhöhen oder ein flaches und breites schmelzbad zu erhalten. für einen über dem schmelzbad positionierten induktor führt die elektromagnetische kraft zu einem abflachen der schmelzbadgeometrie (vgl. abb. 21). dabei ist mit zunehmendem induktorstrom und dementsprechend zunehmender feldstärke ein abflachen der nahtgeometrie zu beobachten. unsymmetrische nahtquerschnitte, wie sie in abb. 21 bei 90 und 120 mt auftreten, können durch einen optimierten induktorquerschnitt vermieden werden. so führt ein rechteckiger induktorquerschnitt zu einem selbststabilisierungseffekt und nahtunregelmäßigkeiten können verhindert werden. einen ähnlich entscheidenden einfluss hat die induktorgeometrie beim einsatz für das generieren (abb. 22). im gegensatz zum flächigen beschichten wird der induktor zu beiden seiten des schmelzbades positioniert und führt durch die kraftwirkung auf die seitenflanken des schmelzbades zu einem erhöhten aspektverhältnis. bedingt durch die geometrische form des schmelzbades ist eine definierte kraftverteilung erforderlich, die durch den querschnitt des induktors gezielt beeinflusst werden kann. durch entsprechende computergestützte optimierung des induktors sollten deutlich ausgeprägtere aspektverhältnisse, als in abb. 22 dargestellt, erreicht und somit das generieren von stegstrukturen effizienter gestaltet werden können. das magnetisch gestützte laserstrahlbeschichten zeigt, dass es auch über die form der beschichtungsgeometrie möglich ist, die prozesseffizienz zu steigern und so das anwendungsfeld des verfahrens auszuweiten. während für das flächige beschichten bereits optimierte prozessbedingungen erreicht werden konnten, bedarf die anwendung für das generieren weiterführender untersuchungen hinsichtlich der schmelz badstabilität und des maximal erreichbaren aspektverhältnisses. abb. 21. hochfrequente magnetfelder für das flächige beschichten rys. 21. wpływ pola wysokiej częstotliwości na tworzenie płaskich powłok abb. 22. aufbau und nahtquerschnitte für das generieren von stegstrukturen rys. 22. schemat stanowiska i przekroje napoin – budowanie struktur żeber zusammenfassung neue entwicklungen im bereich des laserstrahlauftragschweißens erlauben eine signifikante steigerung der prozesseffizienz und führen dadurch zu einer reduktion der beschichtungskosten. das potenzial des verfahrens laserstrahlauftragschweißen wird somit für eine breites industrielle anwendungsfeld zugänglich. die vorgestellten technologien erlauben es die spezifischen vorteile des verfahrens, wie beispielsweise geringe thermische bauteilbelastung, geringe aufmischung, hohe präzision, gute oberflächenqualität, etc. aufrechtzuerhalten oder sogar zu erhöhen und zugleich die wirtschaftlichkeit zu steigern, so dass das laserstrahlauftragschweißen mit anderen beschichtungsverfahren hinsichtlich der schichtkosten konkurrieren kann. es ist demzufolge von einem zunehmenden industriellen einsatz des laserstrahlauftragschweißens auszugehen. 21przegląd spawalnictwa 9/2011 literatura [1] e. beyer: survey of laser hybrid processes; tagungsband lasers in manufacturing 2001; münchen; seite 404-415; juni 2001. [2] b. brenner; v. fux; a. wetzig: induktiv unterstütztes laserauftragschweißen; härterei-technische mitteilungen; heft 52; band 4; seite 221-225: 1997. [3] h. hügel: strahlwerkzeug laser – eine einführung; bg teubner; stuttgart; 1992. [4] lehrstuhl für lasertechnik der rwth aachen; lehrunterlagen zur vorlesung „lasertechnik i + ii” auf cd; stand 1998 [5] s. nowotny et al; hybrid techniques and highest precision in laser cladding; in laseropto 33.2001; seite 57-60; 2001. [6] k. partes; c. theiler; t. seefeld; f. vollertsen: laser cladding powered by diode lasers at high processing speed; in tagungsband 2nd international wlt-conference on lasers in manufacturing; seite 51-55; 2003. [7] h. stiele; b. brenner; induktiv unterstützte laser-materialbearbeitung; stahl 2001; band 6; seite 49-51; 2001. [8] r. volz: optimiertes beschichten von gusseisen-, aluminiumund kupfergrundwerkstoffen mit lasern; dissertation universität stuttgart; teubner-verlag; stuttgart; 1998, auf. lt werden. na rynku wydawniczym pojawiła się unikatowa oraz poszukiwana pozycja „zgrzewanie tarciowe materiałów o różnych właściwościach”, której autorem jest prof. dr hab. inż. andrzej ambroziak. książka dotyczy złożonej problematyki jednego z najnowocześniejszych i rozwojowych procesów spajania elementów maszyn i konstrukcji, jakim jest zgrzewanie tarciowe. problematyka zgrzewania tarciowego materiałów o różnym składzie chemicznym i właściwościach jest stosunkowo słabo opracowana i stanowi przedmiot aktualnego zainteresowania licznych ośrodków badawczych, szczególnie w obszarze podstaw procesu. w rozdziałach pierwszym i drugim, „podstawy łączenia materiałów w stanie stałym” oraz „łączenie materiałów różnorodnych w stanie stałym”, autor przedstawia podstawy fizyczne zgrzewania tarciowego i charakterystykę procesów fw i fsw. w rozdziale trzecim pt „charakterystyka zgrzewania tarciowego” dokonany jest opis znaczenia tarcia w tych procesach. w rozdziale czwartym „zgrzewanie tarciowe różnorodnych materiałów” analizowane są uwarunkowania materiałowe, parametry zgrzewania oraz właściwości zgrzein metali i ich stopów: miedzi, aluminium, stali, tytanu, molibdenu, wolframu, tantalu, ceramiki i kompozytów o różnym składzie chemicznym i różnych właściwościach. w rozdziale piątym „modelowanie procesu zgrzewania tarciowego“ rozważana jest problematyka numerycznej symulacji procesu zgrzewania w obszarze jego geometrii, rozkładu ciepła, wpływu oporów tarcia na te charakterystyki. rozdział szósty „wpływ międzywarstwy na właściwości wytrzymałościowe złącza“ dotyczy możliwości i efektów stosowania warstw pośrednich podczas zgrzewania elementów z materiałów o różnym składzie chemicznym i właściwościach. w rozdziale siódmym „badanie procesu zgrzewania tarciowego” rozważane są zagadnienia metod planowania eksperymentu w procesie zgrzewania tarciowego, monitorowania procesu, niszczących i nieniszczących metod badań złączy oraz problemy jakości zgrzewania. w książce „zgrzewanie tarciowe materiałów o różnych właściwościach” dr hab. inż. andrzej ambroziak, prof. pwr dokonał obszernej charakterystyki podstaw i technik zgrzewania tarciowego oraz silnie zaakcentował znaczenie i rolę praktycznych zastosowań tych technik w spawalnictwie a liczne fragmenty książki stanowią oryginalny publikowany i niepublikowany dorobek autora. jednocześnie książka cechuje się wysokim poziomem naukowym, atrakcyjną formą graficzną a także dużymi walorami dydaktycznymi. książka ma objętość 222 stron ze 155 rysunkami i 15 tabelami, wykaz ważniejszych oznaczeń, wprowadzenie, siedem rozdziałów, wykaz literatury obejmujący 208 aktualnych pozycji, z których w siedmiu prof. dr hab. inż. andrzej ambroziak jest autorem i w dziewięciu współautorem. jerzy nowacki zachodniopomorski uniwersytet technologiczny w szczecinie nowości wydawnicze zgrzewanie tarciowe materiałów o różnych właściwościach andrzej ambroziak format: b5, miękka okładka liczba stron: 222 isbn 978-83-7493-593-7 oficyna wydawnicza politechniki wrocławskiej 201509_pspaw.pdf 87przegląd spawalnictwa vol. 87  9/2015 ocena jakości warstw wierzchnich kompozytowych napawanych gma w sposób zrobotyzowany na powierzchniach krzywek przesiewacza koksu ze stali htk 900h evaluation of the quality of composite surface layers produced by robotic gma cladding on cams of coke screening plant made of htk 900h steel dr inż. aleksander lisiecki, mgr inż. wojciech nowak – politechnika śląska, dr inż. agnieszka kurc-lisiecka – wyższa szkoła biznesu w dąbrowie górniczej, mgr inż. grzegorz waląg – progresja. autor korespondencyjny/corresponding author: alisiecka@wsb.edu.pl streszczenie przedmiotem badań była analiza wpływu parametrów procesu zrobotyzowanego napawania gma drutem rdzeniowym endotec do48 o średnicy 1,6 mm powierzchni roboczych krzywek przesiewacza koksu ze stali trudnościeralnej htk 900h na jakość, kształt i odporność na zużycie ścierne napoin. próby napawania prowadzono z zastosowaniem robota spawalniczego reis srv6 oraz synergicznego urządzenia spawalniczego totalarc 5000. napoiny próbne wykonane drutem rdzeniowym endotec do48 wykazują cechy materiału kompozytowego z węglikami wolframu osadzonymi w osnowie metalicznej. rozmieszczenie węglików na przekroju poprzecznym napoiny jest niejednorodne, gdyż gromadzą się one głównie w pobliżu linii wtopienia napoin. twardość metalu osnowy przekracza 52 hrc, przy twardości podłoża ze stali htk 900h w zakresie 33 do 35 hrc. pomimo pęknięć poprzecznych, napoiny wykazują o rząd wielkości wyższą odporność na zużycie ścierne typu metal-metal w próbie ball-on-plate. słowa kluczowe: napawanie, warstwy wierzchnie, warstwy kompozytowe, napawanie zrobotyzowane gma abstract the subject of the study was to analyse the influence of process parameters of robotic gma cladding, by cored wire endotec do48 having a diameter of 1,6 mm, of cams working surfaces of coke screening plant made of htk 900h wear resistant steel on the quality, shape and abrasive wear resistance of test surface layers. the test of cladding were performed by means of a welding robot reis srv6 and a synergic welding machine totalarc 5000. the test surface layers produced by the cored wire endotec do 48 exhibit characteristics of composite material with tungsten carbides embedded in the metal matrix. distribution of carbides on the crosssection of surface layers is inhomogeneous, because the carbides accumulate near the fusion line. hardness of the metallic matrix exceeds 52 hrc and the hardness of the substrate of htk 900h steel is in the range of 33 to 35 hrc. although transverse cracks, the surface layers exhibit an order of magnitude higher resistance to the metal-metal wear type during the ball-on-plate tests. keywords: cladding, surface layers, composite layers, robotic gma cladding wstęp proces zużycia powierzchni i krawędzi roboczych narzędzi oraz ruchomych części maszyn połączonych węzłami kinematycznymi jest zjawiskiem naturalnym i nieuniknionym. prowadzi ono jednak do systematycznego spadku właściwości użytkowych, jak również sprawności i parametrów pracy. ponadto silna tendencja do ograniczania emisji oraz energochłonności maszyn i urządzeń poprzez wzrost ich wydajności, sprawności przy jednoczesnej poprawie paramentów użytkowych (tzw. downsizing) powoduje, że warunki pracy narzędzi i części maszyn są coraz trudniejsze. z drugiej strony dążenie do zwiększenia niezawodności i trwałości narzędzi aleksander lisiecki, wojciech nowak, agnieszka kurc-lisiecka, grzegorz waląg oraz maszyn i urządzeń prowadzi do poszukiwania nowych i zaawansowanych materiałów inżynierskich. nowe materiały muszą sprostać coraz trudniejszym, a często wręcz sprzecznym wymaganiom właściwości użytkowych części maszyn i narzędzi, wynikającym z trudnych i złożonych warunków pracy oraz złożonych mechanizmów zużycia. jednym z przekładów zaawansowanych materiałów o szczególnych właściwościach są materiały kompozytowe typu mmc (metal matrix composite), czyli kompozyty na osnowie metalicznej. kompozyty tego typu łączą zalety i właściwości metalicznej osnowy oraz osadzonych w niej cząstek niemetalicznych takich jak węgliki, azotki, tlenki lub borki, czy też złożone związki niemetaliczne, np. węglikoazotki. 88 przegląd spawalnictwa vol. 87 9/2015 przebieg i wyniki badań celem badań była analiza wpływu parametrów zrobotyzowanego napawania gma drutem rdzeniowym endotec do48 o średnicy 1,6 mm powierzchni roboczych krzywek przesiewacza koksu ze stali trudnościeralnej htk 900h na jakość i kształt oraz odporność na zużycie ścierne napoin próbnych (tabl. i÷iii). próby napawania zrobotyzowanego wykonano na stanowisku badawczym wyposażonym w robota spawalniczego reis srv6 oraz urządzenie spawalnicze totalarc 5000 (rys. 1). napoiny próbne wykonywano ruchem prostoliniowym na płaskiej powierzchni krzywki stalowej oraz na krawędzi roboczej krzywki (rys. 2). w celu doboru zakresu parametrów napawania wykonano wstępne próby napawania z zastosowaniem programu synergii dla drutu do48 o średnicy 1,6 mm (program nr 56), które wykazały, że poprawny kształt napoin i stabilny przebieg procesu napawania zapewnia napawanie łukiem pulsującym z prędkością 5 mm/s. w związku z tym właściwe napoiny próbne wykonano łukiem pulsującym przy stałej prędkości napawania 5 mm/s oraz nominalnych natężeniach prądu napawania 250a (napoina n1 i n2, rys. 2a), 300a (napoina n3, rys. 2a) oraz 200a (napoina n4, rys. 2a). jako gaz osłonowy zastosowano mieszankę m21(ar+co2), zalecaną do napawania drutem do48, przy natężeniu przepływu 16÷18 l/min. przed napawaniem powierzchnię krzywek czyszczono mechaniczne. próby napawania wykonano bez podgrzewania wstępnego. napoiny próbne poddano badaniom wizualnym, penetracyjnym za pomocą penetrantu barwnego, a następnie wycięto próbki do badań metalograficznych i pomiarów mikrotwardości na przekrojach poprzecznych napoin. badania odporności na zużycie ścierne wykonano płaskiej, szlifowanej powierzchni lica napoin próbnych metodą ball-on-plate za pomocą testera tribometer csm instruments. jako przeciwpróbkę zastosowano skład chemiczny [% wag.] c si mn cr mo ni s p 0,18 0,45 1,5 1,0 0,4 0,3 0,01 0,025 tablica ii. skład chemiczny nominalny stali trudnościeralnej htk 900h [3] table ii. the nominal chemical composition of wear resistant steel htk 900h [3] skład chemiczny [% wag.] twardość rockwella hrc osnowy węglików si mn wc fe 55÷60 2400 0,1 0,2 50 reszta tablica i. skład chemiczny nominalny oraz twardość stopiwa drutu rdzeniowego endotec do48 [2] table i. the nominal chemical composition and hardness of the deposit of cored wire endotec do48 [2] wytrzymałość na rozciąganie, rm [mpa] granica plastyczności, re [mpa] wydłużenie, a5 [%] twardość brinella hb 1100÷1250 900÷1000 10÷12 360÷400 tablica iii.właściwości mechaniczne stali trudnościeralnej htk 900h [3] table iii. mechanical properties of wear resistant steel htk 900h [3] rys. 1. widok zrobotyzowanego stanowiska badawczego wykorzystanego do napawania krzywek przesiewacza koksu fig. 1. a view of robotic experimental stand used for cams cladding of coke screening plant a) b) c) rys. 2. widok napoin próbnych wykonanych na powierzchni krzywki przesiewacza koksu bezpośrednio po napawaniu (a), podczas badań penetracyjnych (widoczne pęknięcia poprzeczne na powierzchni lica) (b) oraz widok krzywki z napawanymi powierzchniami roboczymi – natężenie prądu napawania 250a, (c) fig. 2. a view of test clads produced on the surface of the cam directly after cladding (a), during the penetrant testing (clear transverse cracks on the face of clads) (b) and a view of the cam of coke screening plant with clads produced on the working surfaces – cladding current 250a, (c) kulkę o średnicy 6 mm z tlenku glinu (al2o3). siła docisku kulki do badanej powierzchni wynosiła 10 n, a prędkość przesuwu 10 mm/s. kulka była przemieszczana ruchem posuwisto-zwrotnym na odcinku 4 mm, przy całkowitej drodze tarcia równej 250 m. następnie badano głębokość i kształt profilu ścieżki wytarcia za pomocą profilometru stykowego sutronic 25 firmy taylor hobson. jako miarę odporności na zużycie ścierne przyjęto objętość wytartego materiału (objętościowy ubytek materiału). po określeniu wpływu parametrów napawania na właściwości napoin próbnych wykonano dwa komplety krzywek przeznaczone do badań 89przegląd spawalnictwa vol. 87  9/2015 eksploatacyjnych w rzeczywistych warunkach pracy. krzywki napawano przy parametrach, które umożliwiały poprawne formowanie napoiny na krawędzi roboczej krzywki (rys. 2c). analiza wyników badań badania wizualne, jak również badania penetracyjne napoin próbnych wykonanych na krzywce przesiewacza koksu ze stali trudnościeralnej htk 900h ujawniły szereg pęknięć poprzecznych na powierzchni lica napoin (rys. 2b). pęknięcia te występują na powierzchni wszystkich napoiny próbnych, jednak największą liczbę pęknięć stwierdzono w przypadku napoiny n3 wykonanej przy najwyższej wartości prądu napawania 300 a, a tym samym najwyższej energii liniowej (13,9 kj/cm). badania metalograficzne i obserwacje makro oraz mikroskopowe wykazały, iż napoiny próbne posiadają strukturę kompozytową z węglikami wolframu wc osadzonymi w osnowie metalicznej (rys. 3). napoiny posiadają regularną linię wtopienia, a szerokość strefy wpływu ciepła swc nie przekracza 4,0 mm w przypadku napoiny wykonanej z najwyższą energią liniową. wzdłuż linii wtopienia widoczne są ziarna kolumnowe oraz dendrytyczne. udział materiału rodzimego w napoinach próbnych wykonanych na płaskiej powierzchni krzywki wynosił 24÷24,5% w przypadku napoin wykonanych przy natężeniu prądu odpowiednio 300 i 250 a oraz 16,3 % w przypadku napoiny wykonanej przy najniższym natężeniu prądu 200 a. z kolei w przypadku napoiny wykonanej na krawędzi roboczej udział materiału rodzimego wynosił ok. 16 %, co było spowodowane odmiennymi warunkami cieplnymi napawania i kształtem krawędzi krzywki (rys. 2). badania mikroskopowe ujawniły również liczne mikropęknięcia napoin głównie w pobliżu linii wtopienia. mikropęknięcia usytuowane są zarówno wzdłuż linii wtopienia, jak również prostopadle do niej. większość z nich to pęknięcia transkrystaliczne, które przebiegają przez osnowę metaliczną oraz przez węgliki wolframu wc (rys. 3). węgliki wolframu osadzone w osnowie posiadają nieregularny kształt, a największe z nich mają wielkość nawet 250÷300 μm. węgliki rozmieszczone są nierównomiernie na przekroju poprzecznym napoin. największa liczba węglików o największej wielkości znajduje się w pobliżu linii wtopienia. powodem tak silnej segregacji węglików jest ich duży ciężar właściwy (15,6 g/cm3), prawie dwukrotnie wyższy od stali, co powoduje grawitacyjne opadanie węglików na dno jeziorka spawalniczego, pomimo ruchów konwekcyjnych ciekłego metalu w jeziorku. ponadto na zdjęciach mikrostruktur napoin można wyróżnić dwie charakterystyczne strefy o różnej barwie. w jaśniejszej strefie przyległej do linii wtopienia koncentracja węglików jest znacznie większa, niż w strefie o ciemniejszej barwie (rys. 3). granica pomiędzy węglikami i osnową metaliczną w strefie o jaśniejszej barwie jest wyraźna i wąska, z kolei w strefie ciemniejszej granica pomiędzy węglikami i osnową jest szersza z obszarem przejściowym utworzonym w wyniku częściowego nadtopienia węglików i wzajemnej dyfuzji składników z nadtopionych w węglików wolframu oraz osnowy. tak, więc można przyjąć, że strefa ta jest wzbogacona w węgiel i wolfram z częściowo nadtopionych węglików wc. jednak szczegółowa identyfikacja struktur wymaga badań składu chemicznego i fazowego napoin próbnych. pomiary mikrotwardości na przekroju poprzecznym napoin wykonywano jedynie w osnowie, pomiędzy węglikami wolframu, gdyż twardość węglików wolframu jest bardzo wysoka w zakresie 2000 do 2500 hv. wyniki pomiarów wskazują, że mikrotwardość osnowy metalicznej jest ponad dwukrotnie wyższa od mikrotwardości materiału podłoża ze stali htk 900h (twardość hrc 33÷35). mikrotwardość osnowy badanych napoin jest zbliżona i mieści się w zakresie od 600 do 750 hv0,5 (twardość hrc ponad 52). a) b) rys. 3. makro i mikrostruktura napoin próbnych wykonanych drutem rdzeniowym endotec do48 na powierzchni krzywki ze stali htk 900h; a) napoina n1 (prąd napawania 250 a), b) napoina n3 (prąd napawania 300 a) fig. 3. macro and microstructure of test clads produced by the cored wire endotec do48 on the surface of cam made of htk 900h steel; a) clad n1 (cladding current 250 a), b) clad n3 (cladding current 300 a) a) b) c) d) rys. 4. sposób pomiaru mikrotwardości na przekroju poprzecznym napoin próbnych (a) oraz rozkład mikrotwardości; b) napoina n2, c) napoina n3, d) napoina n4 fig. 4. sposób pomiaru mikrotwardości na przekroju poprzecznym napoin próbnych (a) oraz rozkład mikrotwardości; b) napoina n2, c) napoina n3, d) napoina n4 90 przegląd spawalnictwa vol. 87 9/2015 podsumowanie badania napoin wykonanych drutem rdzeniowym endotec do48 w procesie zrobotyzowanego napawania gma krzywki przesiewacza koksu wykazały, że napoiny posiadają strukturę kompozytową z węglikami wolframu osadzonymi w osnowie metalicznej. z uwagi na duży ciężar właściwy węgliki wolframu opadają na dno jeziorka spawalniczego w trakcie napawania, co powoduje, że ich koncentracja jest najwyższa w pobliżu linii wtopienia. napoiny próbne wykonywane bez podgrzewania wstępnego wykazywały znaczną skłonność do pękania w badanym zakresie parametrów. powodem wysokiej skłonności do pękania jest wysoka mikrotwardość osnowy napoin kompozytowych w zakresie 600 do 750 hv0,5. jednak pomimo pęknięć poprzecznych lica napoin oraz mikropęknięć występujących w pobliżu linii wtopienia, odporność na zużycie ścierne napoin próbnych jest dziesięciokrotnie wyższa w porównaniu do stali trudnościeralnej htk 900h. literatura [1] a. lisiecki, a. majowski, t. gorzelik, j. jarek, p. gorzela, a. kurc-lisiecka: sterowanie jakością i trwałością części roboczych brykieciarki napawanych metodą mma w procesie wytwarzania brykietów stalowych. biuletyn instytutu spawalnictwa, nr 4, s. 8-15, 2015. [2] https://www.castolin.com/product/endotec-do48. [3] http://www.htk.com.pl/hut_trans.php?main/blachy_trudnoscieralne. a) b) rys. 5. profil ścieżki wytarcia na powierzchni próbki ze stali htk 900h (a) oraz napoiny próbnej n2 (b) fig. 5. a profile of the wear track on the surface of htk 900h steel sample (a) and the test clad n2 (b) rys. 6. wyniki badań odporności na zużycie ścierne stali htk 900h oraz napoin próbnych metodą ball-on-plate fig. 6. the results of abrasive wear resistance study of htk 900h steel and the test clads determined by the ball-on-plate method objętości próbki wyniósł 0,1464 mm3 w warunkach, w jakich wykonano próby ścierania (rys. 6). z kolei w przypadku napoin próbnych ubytek objętości mieścił się w zakresie od 0,008 do 0,0147 mm3, a więc stopień zużycia powierzchni napoin był dziesięciokrotnie niższy w porównaniu do próbki ze stali trudnościeralnej. szerokość ścieżki wytarcia nie przekraczała 0,3÷0,4 mm, przy głębokości nie większej niż 8 µm (rys. 5). z kolei w swc mikrotwardość obniża się stopniowo od ok. 350-450 hv0,2 w pobliżu linii wtopienia do mikrotwardości materiału podłoża, tj. ok. 300 hv0,2 (rys. 4). badania odporności na zużycie ścierne wykonane metodą ball-onplate wykazały, że największy ubytek materiału występuje w przypadku próbki ze stali trudnościeralnej htk 900h. w tym przypadku szerokość ścieżki wytarcia była równa aż 1,1 mm, przy głębokości sięgającej 50 µm, a ubytek ps 5 2018 www str 131przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 analiza widmowa wyższych rzędów   akustycznych sygnałów procesu spawania higher order spectral analysis of acoustical signals of welding process dr hab. inż. marek fidali, prof. pśl – politechnika śląska. autor korespondencyjny/corresponding author: marek.fidali@polsl.pl streszczenie w artykule zaprezentowano wyniki badań nad zastosowaniem widma trzeciego rzędu do analizy sygnałów akustycznych generowanych w trakcie spawania. widma wyższych rzędów w przeciwieństwie do powszechnie stosowanego widma mocy sygnału zachowują informację o zależnościach fazowych i pozwalają w pełni scharakteryzować niestabilności procesu spawania, co potwierdzają przeprowadzone badania. słowa  kluczowe: mag; monitorowanie spawania; analiza widmowa wyższych rzędów; sygnały akustyczne abstract the article presents results of research on the application of third-order spectrum to analysis of the acoustic signal of welding proces. higher spectrum in contrast to the commonly used power spectrum retain dependency information phase and allow you to fully characterize the instability of the welding process which is confirmed by studies carried out. keywords: gma; welding monitoring; higher order spectral analysis; acoustical signals wstęp od dłuższego czasu zarówno w kraju, jak i na świecie rozwijane są metody monitorowania i oceny stabilności procesu spawania w trybie on-line. zaowocowało to różnorodnymi rozwiązaniami układów monitorowania i diagnostyki wykorzystującymi zarówno klasyczne sygnały procesowe (np. prąd i napięcie), jak również wąsko i szerokopasmowe sygnały mocy promieniowana łuku spawalniczego, sygnały akustyczne i drganiowe, a także obrazy wizyjne i termowizyjne. wśród rozwijanych sposobów monitorowania procesu spawania na szczególną uwagę zasługują metody wykorzystujące sygnały akustyczne. sygnały akustyczne są naturalnym źródłem informacji wykorzystywanym od lat przez wy kwalifikowanych spawaczy przy spawaniu łukowym w celu kontroli poprawności wykonywanej przez nich spoiny. zmiana geometrii elementów łączonych, zanieczyszczenia, chwilowe zmiany własności materiałowych, różnice w długości łuku, zmiana parametrów prądu i napięcia natychmiast znajdują odzwierciedlenie w sposobie jarzenia się łuku elektrycznego a zatem i również w sygnale akustycznym generowanym podczas spawania. zalety wykorzystania sygnałów akustycznych do monitorowania stabilności procesu spawania potwierdzają liczne badania. w [2] i [3] oceniano stabilność spawania na podstawie parametrów statystycznych przeprowadzając teoretyczną i eksperymentalną analizę możliwości zastosowania sygnałów marek fidali przeglad welding technology review akustycznych do monitorowania procesu spawania metodą gma w warunkach przemysłowych. wyniki badań przedstawione w [4] pokazują, że energia akustyczna jest proporcjonalna do ubytku materiału w chwili powstawania odprysków. badania dotyczące analizy sygnałów dźwiękowych pozwoliły na wskazanie mechanizmów powstawania fal akustycznych [1] i wskazanie ścisłych związków z charakterystycznymi cechami sygnałów procesowych i jakością uzyskiwanych złączy spawanych [6]. sygnały dźwiękowe i ich cechy stanowią również źródło danych dla sztucznych sieci neuronowych stosowanych w detekcji i identyfikacji nieprawidłowości procesu spawania [7]. skuteczna detekcja i identyfikacja niezgodności procesu spawania wymaga odpowiedniego przetwarzania i analizy sygnałów procesowych. istnieją różne metody pozwalające oceniać sygnały procesowe w tym sygnały akustyczne [5]. wykorzystują one parametry statystyczne, różnorodne przekształcenia przestrzeni wartości sygnałów (np. transformata fouriera, pca) itp. należy jednak zauważyć, że analiza sygnałów spawania nie jest zadaniem prostym ze względu na ich dynamiczny i niestacjonarny charakter oraz duży udział składowych losowych. w artykule przedstawiono przykład wykorzystania, znanych od dawna [8,9], ale bardzo rzadko stosowanych w analizie sygnałów spawania, statystyk i widm wyższych rzędów doi: http://dx.doi.org/10.26628/ps.v90i5.914 132 przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 rys. 1. nieredundantny obszar wartości bispektrum przedstawiający dziedzinę główną fig.  1. the non-redundant part of the bispectral plane, showing the principal domain bispektrum podobnie jak widmo mocy sygnału ma własności symetrii na płaszczyźnie (f1,f2), co pozwala na ograniczenie obliczeń i prezentację wartości w obszarze nieredundantnym w postaci wykresów trójwymiarowych lub map. ze względu na własności symetrii można wskazać obszar nieredundantny nazywany dziedziną główną (rys. 1) zdefiniowany przez trójkąt o wierzchołkach (0,0), (fs/3,fs/3) i (fs/2,0), gdzie fs jest częstotliwością próbkowania [9]. dla potrzeb detekcji niestabilności i identyfikacji niezgodności spawalniczych na podstawie sygnałów akustycznych procesu spawania. analiza widmowa wyższych rzędów analiza sygnałów generowanych podczas spawania oparta na funkcji korelacji, widmie mocy sygnału czy rozkładach czasowo-częstotliwościowych posiada pewne ograniczenia w zakresie możliwości badania i opisu związków fazowych zachodzących między składowymi sygnału [8,9]. ograniczenia te można pominąć poprzez stosowanie analizy sygnałów bazującej na kumulantach wyższych rzędów i ich widmach. kumulanta n-tego rzędu jest definiowana jako różnica między n-tym momentem sygnału x(t) i n-tym momentem równoważnego mu stacjonarnego sygnału o rozkładzie normalnym. w związku z tym kumulanta przyjmuje wartości zerowe dla sygnałów o rozkładzie normalnym. dla sygnału stacjonarnego x(t) o wartościach rzeczywistych i zerowej wartości średniej e{x(t)}=0 kumulanty pierwszego, drugiego, trzeciego i czwartego rzędu zdefiniowane są następująco [9]: c1x=e{x(t)}=0, (1) c2x(k)=e{x(t)•x(t+k)}, (2) c3x(k,l)=e{x(t)•x(t+k)•x(t+l)}, (3) c4x(k,l,m)=e{x(t)•x(t+k)•x(t+l)•x(t+m)}-c2x(k)•c2x(l-m) +c2x(l)•c2x(k-m)-c2x(m)•c2x(k-l), (4) kumulanta pierwszego rzędu jest równa wartości oczekiwanej sygnału, kumulanta drugiego rzędu to kowariancja. dla zerowych przesunięć czasowych kumulanty stają się parametrami liczbowymi takimi jak: wariancja c2x(0)=σx2, asymetria c3x(0,0)/σx3 i kurtoza c4x(0,0,0)/σx4. zastosowanie transformaty fouriera wobec kumulant pozwala na wyznaczenie widm wyższych rzędów a mianowicie widma mocy sygnału s2x(f) (5), bispektrum s3x (6) i trispektrum s4x(f1,f2,f3) (7), w następujący sposób [9]: s2x(f)=∑k=-∞•c2x(k)•e-j2πfk, (5) s3x(f1,f2)=∑k=-∞•∑l=-∞•c3x(k,l)•e-j2πf(f1k+f2l), (6) s4x(f1,f2,f3)=∑k=-∞•∑l=-∞•∑m=-∞•c4x(k,l,m)•e-j2πf(f1k+f2l+f3m), (7) analiza sygnałów z wykorzystaniem kumulant wyższych rzędów i ich widm umożliwia badanie statystycznych zależności pomiędzy składowymi częstotliwościowymi sygnału, wykrywanie i identyfikację składowych powstałych w wyniku występowania zjawisk nieliniowych oraz dodatkowych sprzężeń zwrotnych, a także redukcję szumów w sygnałach. metody te są szczególnie skuteczne tam, gdzie mamy do czynienia z procesami losowymi nie posiadającymi rozkładu normalnego. w trakcie badań ograniczono się do stosowania analizy widmowej trzeciego rzędu w oparciu o bispektrum. bispektrum jest ilościową miarą sprzężenia pomiędzy składowymi częstotliwościowymi, wyznaczoną na płaszczyźnie o odpowiednich współrzędnych częstotliwościowych nazywanych biczęstotliwościami [9]. duża wartość bispektrum dla określonych par częstotliwości (i kombinacji ich sum lub różnic) wskazuje na istnienie sprzężenia częstotliwościowego pomiędzy nimi. może to oznaczać, że rozważane składowe częstotliwościowe mają wspólny generator, co w obecności nieliniowości wyższych rzędów układu może prowadzić do syntetyzowania wspólnych nowych składowych częstotliwościowych. jednym z powodów wystąpienia zjawisk nieliniowych jest kwadratowe sprzężenie fazy (quadratic phase coupling). bispektrum dodatkowo opisuje skośność funkcji gęstości rozkładu prawdopodobieństwa [8,9]. ∞ ∞ ∞ ∞ ∞∞ w przypadku analizy sygnału akustycznego generowanego podczas procesu spawania, ze względu na jego niestacjonarny charakter sygnału celowa jest segmentacja realizacji sygnału na, krótsze podrealizacje, z których wyznaczane mogą być widma wyższych rzędów. ponieważ wartości widm wyższych rzędów są zdefiniowane przez wielowymiarowe macierze wartości, konieczne jest określenie parametru liczbowego, opisującego całkowitą moc sygnału w dziedzinie głównej. dla potrzeb niniejszych badań zdefiniowano parametr będący wartością maksymalną wartości widma wyższego rzędu wzdłuż głównej przekątnej stanowiącej granicę obszaru redundantnego (8): sd=max(diag(|s3x(f1,f2 )|)) (8) w przypadku, gdy sygnał będzie sygnałem losowym o rozkładzie gaussa należy się spodziewać, że wartości parametru będą niskie. w przypadku silnych nieliniowości w bispektrum pojawią się intensywne składowe, co wpłynie również na znaczący wzrost wartości parametru sd. analizowane sygnały dla potrzeb analiz z zastosowaniem widm wyższych rzędów wykorzystano sygnały akustyczne zarejestrowane w trakcie spawania odpowiednio przygotowanych próbek wykonanych z prostokątnych blach ze stali s235jr (en 10027-1) o rozmiarach 300 x 150 x 5 mm. do spawania wykorzystano zmechanizowane stanowisko do prostoliniowego spawania metodą mig/mag (rys. 2). jako materiał dodatkowy stosowano drut elektrodowy lity o średnicy 1,2 mm. osłonę gazową stanowiła mieszanka m21 (82% ar + 18% co2). nominalne parametry spawania zaprezentowano w tablicy i. w trakcie spawania rejestrowano sygnały akustyczne, korzystając z szerokopasmowego toru mikrofonowego (rys. 3) składającego się z: – mikrofonu pola swobodnego 40be (g.r.a.s. ) o czułości 3,72 mv/pa i paśmie przenoszenia 4÷100 khz, wraz z osłoną przeciwwietrzną. 133przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 rys. 3. schemat toru pomiaru sygnału akustycznego: 1) mikrofon z przedwzmacniaczem; 2) wzmacniacz akustyczny; 3) karta akwizycji sygnałów; 4) komputer z oprogramowaniem fig. 3. diagram of measurement setup of acoustical signals: 1) microphone with preamplifier; 2) acoustic amplifier; 3) adc card; 4) pc with software rys. 2. widok stanowiska badawczego fig. 2. view of the test bench tablica i. nominalne parametry spawania łukowego metodą mag table i. nominal parameters of gma arc welding – przedwzmacniacza 26cb (g.r.a.s.). – wzmacniacza mikrofonowego nexus 2690a (bruel&kjear). – komputera z wbudowaną 8-kanałowa, 16-bitową kartą akwizycji sygnałów pci-6143 (national instruments) o maksymalnej częstotliwości próbkowania 250 ks/s obsługiwaną przez oprogramowanie działające pod kontrolą programu labview. synchroniczne wraz sygnałem dźwięku rejestrowano również takie parametry procesowe jak prąd, napięcie, prędkość spawania, przepływ gazu, prędkość podawania drutu. na stanowisku badawczym przeprowadzono szereg eksperymentów, w trakcie których symulowano różne nieprawidłowości procesu spawania wpływając tym samym na cechy jakościowe złącza spawanego. symulowano m.in. takie stany procesu spawania jak: s1 – spawanie bez zakłóceń; s2 – spawanie, podczas którego następowały zmiany war tości prądu; s3 – spawanie, w trakcie którego dokonywano zmian na pięcia spawania; s4 – spawanie w trakcie, którego nastąpił zanik przepływu gazu osłonowego; s5 – spawanie blach z zabrudzeniami olejowymi na łączo nych powierzchniach. eksperymenty przeprowadzono w ramach projektu badawczego nr n504 281937 pt. metodologia diagnozowania procesu spawania z wykorzystaniem fuzji obrazów realizowanego w instytucie podstaw konstrukcji maszyn przy współpracy z pracownikami katedry spawalnictwa, politechniki śląskiej. wyniki badań sygnały akustyczne zarejestrowane podczas spawania próbek testowych poddano przetwarzaniu polegającemu na wyznaczeniu bispektrów, które poddawano analizie. na rysunku 4a przedstawiono przykładowe bispektrum wyznaczone dla sygnału akustycznego spawania zarejestrowanego w stanie s1. zgodnie z własnościami bispektrum dostrzegalne są obszary symetrycznie rozłożone i redundantne. wykres konturowy pierwszej ćwiartki wraz z zaznaczoną osią symetrii przedstawiono na rysunku 4b. dla porównania rysunek 5 przedstawia bispektra wyznaczone kolejno dla sta nów s2, s3, s4 i s5. wyraźnie dostrzegalne są różnice w rozkładzie składowych częstotliwościowych, co potwierdziło tezę o możliwości wykorzystania bispektrum do oceny stabilności procesu spawania. prąd spawania [a] 240 napięcie spawania [v] 25 prędkość spawania [cm/min] 32 prędkość podawania drutu [m/min] 7,4 natężenie przepływu gazu osłonowego [l/min] 15 wystający odcinek elektrody [mm] 15 rys. 4. wykresy konturowe bispektrum dla sygnału akustycznego prawidłowego procesu spawania: a) pełne bispektrum; b) pierwsza ćwiartka bispektrum fig. 4. contour plots of bispectra of acoustic signal for optimal welding process: a) full bispectrum; b) first quarter of bispectrum a) b) 134 przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 rys.  5.  wykresy konturowe bispektrum wyznaczone dla sygnałów akustycznych spawania z: a) nieprawidłowym prądem spawania; b) nieprawidłowym napięciem spawania; c) brakiem gazu osłonowego; d) zabrudzeniami olejem fig. 5. contour plots of bispectra of acoustic signal of welding process with: a) incorrect welding current; b) incorrect welding voltage; c) lack of shielding gas; d) oil contamination rys. 6. wykresy przedstawiające kolejno przebieg napięcia spawania, sygnał akustyczny i sygnał parametryczny wyznaczony na podstawie bispektów fig. 6. plots of voltage signal of welding, acoustic signal and parametric signal calculated based on bispectra bazując na analizie bispektrów przeprowadzono ocenę możliwości detekcji niestabilności procesu spawania. ze względu na dostępną ilość miejsca, w artykule przedstawiono wyniki analizy sygnału zarejestrowanego dla procesu spawania (stan s3), podczas którego symulowano zmiany napięcia. na rysunku 6 zaprezentowano przebieg zarejestrowanego sygnału napięcia (pierwszy wykres od góry) oraz sygnału akustycznego (wykres środkowy). w sygnałach dostrzegalne są zmiany wartości amplitud w chwilach zmian napięcia przy czym łatwo dostrzec, że sygnał akustyczny dobrze odzwierciedla słabo widoczne zmiany napięcia spawania. zgodnie z wcześniej przyjętą zasadą sygnał akustyczny całego procesu spawania podzielono na szereg krótkich podrealizacji o długości 0,2 s a następnie dla każdego fragmentu wyznaczono bispektrum na podstawie którego wyliczono parametr sd zgodnie ze wzorem (8) (por. rozdz. 2). taka operacja pozwoliła na wyznaczenie nowego sygnału parametrycznego, którego przebieg zaprezentowano na rysunku 6 (dolny wykres). zastosowanie analizy bispektralnej w tym przypadku pozwoliło na redukcję zakłóceń losowych występujących w sygnale akustycznym i wyraźne odzwierciedlenie zmian poziomu dźwięku wywołanych zmianami napięcia spawania. a) b) c) d) podsumowanie  celem badań jest ocena możliwości zastosowania statystyk i widm wyższych rzędów do diagnozowania procesu spawania. jak pokazują uzyskane wyniki analiza akustycznych sygnałów procesu spawania z zastosowaniem widm wyższych rzędów ma ogromny potencjał zarówno w kontekście opracowania nowych parametrów liczbowych opisujących składowe widma, jak rów135przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 literatura [1] cudina m., prezelj j., polajnar i.: use of audible sound for on-line monitoring of gas metal arc welding process, metalurgija 47, 2008, pp. 81-85. [2] grad l., kralj v.: on line monitoring of arc welding process using acoustic signals, in: proc. 13th conf. biam’96, zagreb, 1996, pp. i17-i20. [3] grad l., grum j., polajnar i., slabe j.m.: feasibility study of acoustic signals for on-line monitoring in short circuit gas metal arc welding. int. j. mach. tools manuf. 44, 2004, pp. 555-561. [4] fan d., shi y., ushio m.: investigation of co2 welding arc sound. correlation of welding arc sound signal with welding spatter, trans. jwri 30, 2001, pp. 29-33. [5] jiluan p.: arc welding control, woodhead publishing ltd., 2003. nież w zakresie detekcji i klasyfikacji różnych anomalii pojawiających się w trakcie spawania. zaproponowanie parametru diagnostycznego sd do tworzenia sygnałów parametrycznych pozwalających na detekcję niestabilności procesowych jest jednym z wielu możliwych rozwiązań. generowanie sygnału parametrycznego wymaga określenia szerokości segmentów czasowych, dla których będzie wyznaczane widmo wyższego rzędu. zastosowana w badaniach szerokość segmentu była efektem wstępnych badań. zaobserwowano, że dla potrzeb detekcji różnych niestabilności procesu spawania konieczne jest zróżnicowanie szerokości segmentów, dla których wyznaczane są widma wyższych rzędów. ponadto można stwierdzić, że na podstawie widm wyższych rzędów możliwe jest określenie zbioru cech relewantnych dopasowanych do rozpoznawania różnych niestabilności procesu spawania. z punktu widzenia możliwości dalszych badań istotnym zagadnieniem będzie opracowanie odpowiednich metod przetwarzania i analizy sygnałów parametrycznych w celu podniesienia skuteczności detekcji nieprawidłowości procesowych. [6] luksa k.: correspondence between sound emissions generated in the gma welding process and signals registered in the arc circuit, weld. int. 17, 2003, pp. 438-441. [7] luo h., zenga h., hub l., hub x., zhoub z.: application of artificial neural network in laser welding defect diagnosis. j. mater. proc. tech. 170, 2005, pp. 403-411. [8] mendel j.m.: tutorial on higher-order statistics (spectra) in signal processing and system theory: theoretical results and some applications, proc. ieee, vol. 79, 1991, pp. 278-305. [9] nikias c.l., petropulu a.p.: higher-order spectra analysis. englewood clifs nj, prentice-hall, 1993. ps 06 2017 01 szwed 10 przegląd  spawalnictwa vol. 89 6/2017 spawanie staliwa cr-mo   z dodatkiem pierwiastków ziem rzadkich metodą tig welding of cr-mo cast steel with rare earth elements using the tig welding process dr inż. andrzej skrzypczyk, dr inż. justyna kasińska – politechnika świętokrzyska w kielcach. autor korespondencyjny/corresponding author: kasinska@tu.kielce.pl streszczenie w pracy przedstawiono efekty spawania złączy próbnych wykonanych metodą tig ze staliwa g17crmo5-5 przeznaczonego do pracy w podwyższonych temperaturach. wykonano złącza próbne na dwóch seriach wytopów tj. niemodyfikowanego oraz z dodatkiem metali ziem rzadkich (mzr). modyfikację staliwa prowadzono przy użyciu mieszanki cerowej w postaci mischmetalu. autorzy opisują technologię spawania złączy próbnych metodą tig. w celu określenia jakości wykonanych połączeń przeprowadzono obserwacje makroskopowe złączy na przekroju poprzecznym. dokonano pomiarów rozkładu twardości oraz obserwacje mikroskopowe wybranych obszarów złączy. autorzy wykazali różnice we własnościach pomiędzy staliwem niemodyfikowanym a modyfikowanym. słowa kluczowe: staliwo; spawanie tig; twardość abstract the paper shows the effect of the welding test welded joints made of tig welding process of g17crmo5-5 cast steel designed to operate at elevated temperatures. the test welded joints were made on two sets of melt that are unmodified and with rare earth metals (mzr). modification of cast steel was performed using mischmetal cerium mixture. the authors describe the technology of welding process with the tig method. to determine the quality of the connections carried out macroscopic observation of joints in cross-section. hardness distribution measurements and microscopic observations of selected joint areas were performed. the authors showed differences in properties between unmodified and modified cast steel. keywords: cast steel; tig welding process; hardness  wstęp staliwa z dodatkiem chromu i molibdenu są szeroko stosowane w energetyce do pracy w podwyższonych temperaturach. staliwo g17crmo5-5 wykorzystywane jest na odle wy kadłubów oraz pokrywy zaworów przeznaczonych do za budowy w instalacjach rurociągowych przewodzących nieagresywne i nietoksyczne czynniki robocze. montaż zaworu na instalacji odbywa się przy użyciu przyłączy z gwintem lub poprzez wykonanie złączy spawanych (rys. 1) [1]. zagadnienie to jest również istotne w aspekcie naprawy wad odlewniczych lub remontów korpusów zaworów czy turbin po długim czasie eksploatacji, lub w sytuacji uszkodzeń awaryjnych [2]. najczęściej przyłącza ze staliwa g17crmo5-5 spawa się głównie elektrodami otulonymi (111) lub w osłonie gazów ochronnych metodą tig (141). stosuje się materiały dodatkowe o składzie chemicznym stopiwa odpowiadającym składowi materiału podstawowego [3]. zagadnienie spawania odlewów staliwnych jest o tyle trudne, że należy brać pod uwagę wady, jakie mogą wystąpić w stanie lanym tj. mikrorzadzizny, pęknięcia, pęcherze itp. andrzej skrzypczyk, justyna kasińska przeglad welding technology review co może wpływać na jakość wykonanych złączy. istotna jest również geometria spawanego elementu oraz grubości ścianek. często, aby przeprowadzić poprawny proces spawania uwzględnia się zabiegi obróbki cieplnej. w przypadku złączy wykonanych z odlewami ze staliwa g17crmo5-5 stosuje się wyżarzanie w temperaturze ok. 700 °c [4]. nagrzewanie prowadzi się poprzez zastosowanie palników, nagrzewnic oporowych lub indukcyjnych. zastosowanie obróbki cieplnej ma na celu uzyskanie odpowiedniej struktury złącza oraz usunięcie naprężeń zazwyczaj po przekroczeniu pewnej grubości. rys. 1. przykładowy zawór zwrotny z przyłączem spawanym [1] fig. 1. an example of a check valve with welded connection [1] 11przegląd  spawalnictwa vol. 89 6/2017 materiał do badań do badań wykorzystano próbki ze staliwa g17crmo5-5 niemodyfikowanego oraz z dodatkiem metali ziem rzadkich. do modyfikacji użyto mieszankę cerową w postaci mischmetalu (49,8 %ce, 21,8 %la, 17,1 %nd, 5,5 %pr, 5,35 % reszta mzr). analizy składu chemicznego wykonano po końcowym odtlenianiu aluminium na próbkach pobranych z wlewków próbnych. zawartość tlenu, węgla i siarki określono w analizatorze leco z wykorzystaniem systemu detekcji podczerwieni. zawartość pozostałych pierwiastków określono w analizatorze arl metodą atomowej spektrometrii emisyjnej. wyniki analizy składu chemicznego przedstawiono w tablicy i. próbki pobrane z wlewków próbnych poddano obróbce cieplnej tj. wyżarzaniu normalizującemu (940 °c / 1h / pow.) oraz odpuszczaniu (710 °c / 2h / pow.). modyfikacja staliwa g17crmo5-5 miszmetalem metalu spowodowała zmianę granicy plastyczności i wytrzymałości na rozciąganie (tabl. ii). wartość granicy plastyczności zwiększa się o 44 mpa, a wytrzymałości na rozciąganie o 24 mpa, przy czym wartości wydłużenia i przewężenia pozostają praktycznie niezmienione. szczególnie istotna jest zmiana udarności, która wzrasta z 30 do 99 j/cm2 [5,6]. badania prowadzone były w temperaturze otoczenia. zmiany opisane powyżej mogą wpłynąć na właściwości wykonanych połączeń spawanych. wykonanie złączy próbnych z próbek przygotowanych ze staliwa g17crmo5-5 wykonano doczołowe złącza próbne w stanie płaskim o wymiarach 200 x 84 x 12 mm. do spawania złączy próbnych zastosowano ręczne spawanie metodą tig. widok lica (fragment) jednego z wykonanych złączy próbnych pokazano na rysunku 2. w charakterze spawalniczych materiałów dodatkowych zastosowano drut lity w gatunku lnt/lnm-19 [7] oraz argon jako gaz osłonowy [8]. spawanie metodą tig realizowano jako wielowarstwowe dwustronne. na rysunku 3 pokazano sposób przygotowania brzegów do spawania. tablica i. skład chemiczny staliwa g17crmo5-5 table i. chemical composition of g17crmo5-5 cast steel tablica ii. właściwości mechaniczne staliwa g17crmo5-5 table ii. mechanical properties of g17crmo5-5 cast steel pierwiastek   [% mas] c si mn p s cr mo ni al mzr przed odtlenianiem   i dodaniem mzr 0,17 0,28 0,57 0,024 0,016 1,13 0,54 0,11 0,004 – po odtlenianiu   i dodaniu mzr 0,16 0,37 0,62 0,022 0,013 1,22 0,53 0,12 0,050 <0,01 re [mpa] rm [mpa] a5 [%] z [%] kv [j/cm2] g17crmo5-5 507,4 661 20,08 63,6 30 g17crmo5-5  z dodatkiem  mzr 551,4 685,2 19,92 62,4 99 rys. 2. widok lica spoiny złącza doczołowego ze staliwa g17crmo 5-5 fig. 2. view of butt joint of g17crmo 5-5 cast steel rys. 3. rozwiązanie konstrukcyjne rowka spawalniczego fig. 3. constructional solution of the welding groove rys. 4. sposób wykonania spoiny fig. 4. a method for making joint wyniki badań obserwacje makroskopowe zdjęcia wykonano przy użyciu mikroskopu az100 multizoom firmy nikon oraz w mikroskopie skaningowym jsm 7100f. już wstępne obserwacje wskazują na brak niezgodności spawalniczych co świadczy o poprawności przeprowadzonego procesu spawania (rys. 5a, 5c). obserwacje makroskopowe z obszarów spoina – linia wtopienia – strefa wpływu ciepła potwierdziły prawidłową budowę złączy rysunek 4 przedstawia sposób wykonania spoiny (sposób rozmieszczenia poszczególnych ściegów i warstw oraz kolejność ich wykonania). w tablicy iii ujęto podstawowe parametry technologiczne wykonania złączy spawanych. złącza próbne wykonano w pozycji podolnej – pa. 12 przegląd  spawalnictwa vol. 89 6/2017 spawanych na przekroju poprzecznym z poprawnym wtopieniem w materiał rodzimy (rys. 5b, 5d). w obu przypadkach złącza charakteryzują się wąską strefą wpływu ciepła (od 1,5 do 2,4 mm) typową dla spawania metodą tig oraz stosunkowo płaskim licem z łagodnym przejściem do łączonych brzegów. pomiary twardości i badania udarności badania twardości [9] na przekroju poprzecznym złączy pokazano na rysunkach 6 i 7. w przypadku złączy próbnych ze staliwa bez dodatków pierwiastków ziem rzadkich zauważalny jest spadek twardości w środku spoiny. znaczna różnica twardości występuje pomiędzy materiałem rodzimym (mr) a strefą wpływu ciepła (swc). wyżarzanie złączy po spawaniu w temperaturze 710 °c nie zmieniło charakteru rozkładu twardości złączy oraz nie doszło do istotnych zmian ich wartości. jedynie zaobserwowano ujednolicenie rozkładu twardości dla wszystkich obszarów złączy tj. obu lic oraz osi spoiny. badania udarności połączeń spawanych wykonano zgodnie z normą iso 9016:2012 [11] na próbkach udarnościowych z karbem naciętym w osi spoiny (próbki typu vwt) oraz w swc (próbki typu vht). w obszarze spoiny dla obu rodzajów złączy (ze staliwa niemodyfikowanego oraz z dodatkiem mzr) uzyskano podobne wyniki udarności tj. kolejno 48,7 i 45,6 [j/cm2]. wzrost udarności odnotowano w swc złączy ze staliwa z dodatkiem mzr, która wyniosła 78,5 j/cm2, przy wartości dla staliwa niemodyfikowanego 44,4 j/cm2. tablica iii. parametry technologiczne wykonania złączy próbnych table iii. technological parameters of performance test joints rys. 5. makrostruktura próbnych złączy spawanych ze staliwa g17crmo5-5: a), b) staliwo niemodyfikowane; c), d) staliwo z dodatkiem mzr fig. 5. macrostructure of weldet joints made of g17crmo5-5 cast steel: a),b) non-modified cast steel; c),d) modified cast steel rys. 5. makrostruktura próbnych złączy spawanych ze staliwa g17crmo5-5: a), b) staliwo niemodyfikowane; c), d) staliwo z dodatkiem mzr fig. 5. macrostructure of weldet joints made of g17crmo5-5 cast steel: a),b) non-modified cast steel; c),d) modified cast steel nr ściegu metoda  spawania średnica spoiwa [mm] natężenie prądu [a] napięcie łuku [v] prędkość spawania [cm/min] przepływ   gazu osłonowego  [l/min] 1, 3 141 φ=2,0 100 11,3 25÷30 8,0÷10,0 2, 4 141 φ=2,4 120 11,9 20÷25 12,0 5÷10 141 φ=2,4 130 13,2 20÷25 12,0 temperatura podgrzewania: 100 [°c], temperatura międzyściegowa: 200÷230 [°c], wyżarzanie 710 [°c] a) b) c) d) 500 µm 100 µm 100 µm 500 µm 13przegląd  spawalnictwa vol. 89 6/2017 rys. 6. rozkład twardości hv10 złączy: a) złącze ze staliwa niemodyfikowanego, b) złącze ze staliwa z dodatkiem mzr fig. 6. hv 10 hardness distributions of joints: a) welded joint of non-modified cast steel, b) welded joint of modified cast steel rys. 7. rozkład twardości hv10 złączy wyżarzanych: a) złącze ze staliwa niemodyfikowanego, b) złącze ze staliwa z dodatkiem mzr fig. 7. hv 10 hardness distributions of annealed joints: a) welded joint of non-modified cast steel, b) welded joint of modified cast steel rys. 8. mikrostruktura staliwa g17crm05-5: a) staliwo niemodyfikowane, b) staliwo z dodatkiem mzr fig. 8. microstructure of g17crmo5-5 cast steel: a) non-modified cast steel, b) modified cast steel struktura złączy spawanych obserwacje mikrostruktury materiału rodzimego wykazały, że wprowadzenie mieszanki cerowej wpływa na zmniejszenie wielkości ziarna oraz na procesy wydzieleniowe (rys. 8) [5,6]. w mikrostrukturze staliwa modyfikowanego doszło do utworzenia się bardziej równomiernej struktury bainitycznej z lokalnie występującymi ziarnami ferrytu o mniejszych rozmiarach. obserwacja mikrostruktury nie pokazuje różnic w poszczególnych strefach złączy dla staliwa modyfikowanego oraz niemodyfikowanego. jak widać na rysunku 9 podczas badań mikrostruktury przy powiększeniach x5000 ujawniają się różnice w poszczególnych obszarach złączy. jest to również efektem zastosowanej modyfikacji. wprowadzenie metali ziem rzadkich spowodowało zmianę morfologii wtrąceń niemetalicznych oraz doszło do zwiększenia dyspersji faz wtórnych w osnowie staliwa modyfikowanego. a) b) lico – góra złącza tw ar do ść  h v 10 tw ar do ść  h v 10 oś złącza lico – dół złącza a) b) swc swcmr spoina mr swc swcmr spoina mr 300 280 260 240 220 200 180 160 300 280 260 240 220 200 180 160 lico – góra złącza oś złącza lico – dół złącza a) b) tw ar do ść  h v 10 tw ar do ść  h v 10 swc swcmr spoina mr swc swcmr spoina mr 300 280 260 240 220 200 180 160 300 280 260 240 220 200 180 160 14 przegląd  spawalnictwa vol. 89 6/2017 rys. 9. mikrostruktura złączy ze staliwa g17crm05-5 fig. 9. microstructure of g17crm05-5 welded joints podsumowanie  wprowadzenie do staliwa g17crmo5-5 metali ziem rzadkich w postaci mischmetalu spowodowało zmianę mikrostruktury staliwa. w staliwie obserwuje się bardziej równomierną strukturę bainityczną i zmniejszenie wielkości ziarna w stosunku do staliwa niemodyfikowanego. dla złączy obu rodzaju wytopów podczas spawania metodą tig uzyskano złącza spawane charakteryzujące się poprawną budową. stosując technikę spawania złączy doczołowych ściegami o małej grubości dla obu wytopów otrzymano zbliżone rozkłady twardości na przekrojach poprzecznych. twardość poszczególnych odcinków złącza spawanego w stanie wyjściowym oraz po wyżarzaniu odprężającym nie przekracza 280 hv. w przypadku złączy ze staliwa modyfikowanego zauważalny jest wzrost twardości i udarności w strefie wpływu ciepła w stosunku do staliwa niemodyfikowanego. literatura [1] karta katalogowa zaworu zwrotnego typ 564, www.wakmet.com.pl [2] r. bęczkowski, m. gucwa: wybrane aspekty napraw odlewów korpusów urządzeń energetycznych, przegląd spawalnictwa, vol. 87 (5), s. 106-109, 2015 [3] poradnik inżyniera spawalnictwo tom 1, wydawnictwo naukowo-techniczne, warszawa 2003. [4] m. gucwa, r. bęczkowski, m. sobala: spawanie złączy doczołowych rur ze staliwa g17crmo5-5 do pracy w podwyższonej temperaturze, przegląd spawalnictwa, vol. 87 (10), s. 84-87, 2015. [5] m. gajewski, j. kasińska: rare earth metals influence on mechanical properties and crack resistance of gp240gh and g17crmo5-5 cast steels, archives of foundry engineering, vol.9 (4), pp. 37-44, 2009. [6] j. kasińska: wide–ranging influence of mischmetal on properties of g17crmo5-5 cast steel, metalurgija, vol. 54 (1), pp. 135-138, 2015. [7] pn-en iso 21952-a materiały dodatkowe do spawania – druty elektrodowe. [8] pn-en iso 14175:2009p materiały dodatkowe do spawania – gazy i mieszaniny gazów do spawania i procesów pokrewnych. [9] pn-en iso 9015-1 badania twardości prowadzone na podstawie próbek poprzecznych z metalowych złączy spawanych łukowo. [10] pn-en iso 17639 badania niszczące spawanych złączy metali – badania makroskopowe i mikroskopowe złączy spawanych. [11] iso 9016:2012 badania niszczące złączy spawanych metali – badanie udarności – usytuowanie próbek, kierunek karbu i badanie staliwo niemodyfikowane staliwo z dodatkiem mzr strefa   wpływu  ciepła linia   wtopienia spoina (mnfe)s (mzr)o,s 201210_pspaw.pdf 15przegląd spawalnictwa 10/2012 zbigniew mirski maciej różański andrzej winiowski lutowanie dyfuzyjne tytanu z użyciem przekładek z miedzi i niklu diffusion brazing of titanium with copper  and nickel as a filler metals dr hab. inż. zbigniew mirski, prof. pwr – politechnika wrocławska, dr inż. maciej różański, dr inż. andrzej winiowski – instytut spawalnictwa w gliwicach. streszczenie w artykule omówiono problematykę lutowności tytanu. opisano zasadę procesu i mechanizmy powstawania połączeń wykonanych poprzez lutowanie dyfuzyjne. przestawiono wyniki badań metalograficznych i wytrzymałościowych połączeń tytanu technicznego (grade 2) lutowanego dyfuzyjnie z użyciem przekładek z miedzi (cf032a) i niklu (ni 99,0) oraz podano parametry lutowania dyfuzyjnego. badania metalograficzne przeprowadzono przy zastosowaniu mikroskopii świetlnej. podano wyniki statycznej próby ścinania uzyskanych połączeń lutowanych. abstract the brazeability problem of titanium and its alloys have been discussed in the paper. the principles of the diffusion brazing process and application conditions have been presented. the structures and mechanical properties of the joints of titanium (grade 2) diffusion brazed with the use of sandwich type copper (grade cf032a) and nickel (ni 99,0) as a interlayers as well as brazing conditions have been given. the structural tests were conduced using light microscopy. the results of shear strength tests of obtained joints were also presented. wstęp tytan jako metal silnie reaktywny należy do materiałów trudno lutowalnych [3÷6]. jedną z najkorzystniejszych technicznie metod łączenia go jest lutowanie dyfuzyjne. ta metoda, łącząca cechy zgrzewania dyfuzyjnego i lutowania, jest definiowana najczęściej jako: „proces lutowania, w którym mechanizm tworzenia się lutowiny oparty jest przede wszystkim na zjawisku dyfuzji pomiędzy materiałami łączonymi i lutem” lub też jako: „proces lutowania, w którym zjawisko dyfuzji decyduje o składzie chemicznym i właściwościach fizycznych lutowiny, uzyskanej ze stopienia dodanego lutu lub lutu powstałego na styku łączonych części” [3÷7]. z definicji tych wynika podział procesu lutowania dyfuzyjnego na dwa rodzaje. w pierwszym wykorzystuje się spoiwo dodawane z zewnątrz, a ciekły lut powstaje w wyniku wzajemnej dyfuzji składników spoiwa i materiału podstawowego. drugi rodzaj to lutowanie bez spoiwa dozowanego z zewnątrz. ciekły lut tworzący lutowinę powstaje wówczas na styku łączonych materiałów w wyniku wzajemnej dyfuzji ich odpowiednich składników. zjawisko takie dotyczy tylko układów materiałowych, których składniki (lub one same) tworzą fazowe układy równowagi z mieszaniną eutektyczną lub z ciągłym roztworem stałym z minimum na linii likwidusu. wtedy stop o składzie eutektycznym lub o składzie roztworu stałego z minimum stanowi spoiwo w procesie lutowania [3÷7]. w zależności od mechanizmu powstawania oraz budowy strukturalnej uzyskanego połączenia lutowanego, lutowanie dyfuzyjne dzieli się na lutowanie niskoi wysokotemperaturowe. w pierwszym przypadku w wyniku dyfuzji składników lutu i materiału łączonego powstają fazy międzymetaliczne o temperaturze topnienia wyższej od temperatury, w której odbywa się proces lutowania. w drugim przypadku proces prowadzony jest w taki sposób, aby w złączu nie były obecne fazy międzymetaliczne, a obszar złącza stanowił roztwór stały [7, 11]. z analizy dostępnej literatury naukowo-technicznej oraz układów równowagi fazowej tytanu z innymi 16 przegląd spawalnictwa 10/2012 metalami wynika, że metal ten z większością metali technicznych tworzy skomplikowane układy z licznymi fazami międzymetalicznymi o niższej lub zdecydowanie niższej temperaturze tworzenia tych faz niż temperatura topnienia tych metali [1, 2, 5, 12]. analizując układ równowagi fazowej ti-cu (rys. 1a) oraz ti-ni (rys. 1b) można zauważyć, że zastosowanie czystej miedzi lub czystego niklu jako przekładki lutowniczej umożliwi lutowanie dyfuzyjne. przedstawiono wyniki badań lutowania dyfuzyjnego tytanu przy użyciu miedzi i niklu. celemtych badań było zbadanie możliwości zastosowania czystych metali jako spoiw do lutowania dyfuzyjnego tytanu oraz określenie wpływu materiałowo-technologicznych warunków lutowania dyfuzyjnego na strukturę i właściwości mechaniczne uzyskanych połączeń. materiały podstawowe i dodatkowe do badań do badań zastosowano tytan w postaci blachy o grubości 25 mm grade 2 wg astm b 26579 (maksymalne ilości zanieczyszczeń w % wag.: 0,1% c, 0,25% o, 0,03% n, 0,0125% h, 0,03% fe), z której metodą obróbki skrawaniem wykonano próbki walcowe o średnicy 20 i długości 15 mm. jako przekładki w procesie lutowania dyfuzyjnego zastosowano: miedź cf032a wg pn-en 1412 i nikiel ni 99,0 wg pn-iso 9722. miedź i nikiel, użyte jako materiały dodatkowe, tworzą z tytanem niskotopliwe mieszaniny eutektyczne o składach wagowych wg oznaczeń: cu72ti28, ni28,5ti71,5 i temperaturze przemiany odpowiednio: 875 i 942°c [8, 11, 12]. wykonanie połączeń próbnych do badań metalograficznych oraz statycznej próby ścinania połączeń lutowanych tytanu grade 2 zastosowano próbki walcowe. elementy próbek lutowanych doczołowo ułożono swobodnie współosiowo w pozycji pionowej. ten typ próbki (próbka walcowa) i odpowiednie oprzyrządowanie umożliwiają przeprowadzenie czystego ścinania połączenia lutowanego podczas prób wytrzymałościowych. w celu zwiększenia powierzchni przylegania i drogi dyfuzji składników materiału podstawowego i lutu, przed procesem lutowania powierzchnie elementów szlifowano na papierach ściernych o końcowej numeracji 800. bezpośrednio przed lutowaniem próbki trawiono w roztworze kwasu fluorowodorowego i azotowego. dopasowane kształtem do złącza przekładki z folii miedzianej i niklowej bezpośrednio przed lutowaniem odtłuszczano w acetonie i umieszczano po dwie (łączna grubość 0,1 mm) pomiędzy łączonymi elementami. wszystkie próbki lutowano w piecu próżniowym s 16 firmy torvac w próżni w zakresie 10-4÷10-5 mbar. temperaturę i czas lutowania ustalono, opierając się na dostępnych informacjach literaturowych oraz analizie oddziaływania fazowego tytanu z miedzią i niklem w oparciu o ich układy równowagi fazowej [7÷12]. lutowanie tytanu grade 2, przy zastosowaniu miedzi jako przekładki lutowniczej, przeprowadzono w temperaturze: 950, 1000 oraz 1030°c i czasie lutowania w każdej temperaturze: 1, 10, 20, 30 i 40 min. przy zastosowaniu niklowej przekładki już w pierwszej próbie lutowania (1 min) uzyskano niską jakość połączeń (brak wypełnienia szczeliny lutowniczej, brak zwilżenia powierzchni bocznej próbek). z tego względu dalsze próby lutowania z zastosowaniem niklu ograniczono dla czasów lutowania 1 i 30 min, a ze względu na uwrażliwienie tytanu technicznego na silny rozrost ziaren w zakresie występowania fazy β korzystne jest, aby czas wytrzymania w temperaturze lutowania był możliwie krótki. ważne jest też aby podczas lutowania tytanu technicznego zaszła przemiana fazowa α ← β, gdyż w tytanie β współczynniki dyfuzji atomów metali są o kilka rzędów wielkości większe niż w tytanie α. w każdym przypadku nagrzewanie próbek do temperatury lutowania prowadzono z wytrzymaniem izotermicznym w temperaturze 700°c w czasie 20 min w celu desorpcji gazów z powierzchni elementów lutowanych. oceniając wizualnie jakość połączeń tytanowych stwierdzono dobrą jakość w przypadku połączeń wykonanych w temperaturze 950, 1000 i 1030°c i we wszystkich stosowanych czasach lutowania przy użyciu miedzi. w przypadku połączeń wykonanych przy użyciu niklu nie uzyskano połączenia o fizycznej ciągłości podczas lutowania w temperaturze 950°c i czasie 1 min. próbki lutowane w czasie 1 min i temperaturze 1000 oraz 1030°c wykazywały fizyczną ciągłość, natomiast nie stwierdzono całkowitego wypełnienia szczeliny lutowniczej ciekłym lutem i zwilżenia powierzchni bocznych próbek. natomiast próbki lutowane w czasie 30 min wykazywały dobrą jakość dla wszystkich trzech temperatur wartości lutowania. struktury połączeń lutowanych tytanu grade 2 próbki do badań metalograficznych mikroskopowych przygotowano przez ich szlifowanie na papierach rys. 1. układy równowagi: a) ti-cu, b) ti-ni [12] fig. 1. equilibrium phase diagram: a) ti-cu b) ti-ni [12] a) b) ← 17przegląd spawalnictwa 10/2012 ściernych: 80, 320, 1000 i 2500, a następnie polerowanie na płótnach polerskich z dodatkiem zawiesiny polerskiej kolejno – diamentowej i korundowej o wielkości ziarna odpowiednio 3 i 0,05 µm. badaniom metalograficznym poddano wszystkie złącza, wykonane w temperaturze lutowania 1000°c i wszystkich stosowanych czasach lutowania. mikrostrukturę połączeń lutowanych ujawniono przez trawienie chemiczne próbek odczynnikiem buehlera. badania metalograficzne przeprowadzono techniką w polu jasnym przy użyciu mikroskopu świetlnego mef4m firmy leica. badania metalograficzne połączeń lutowanych tytanu grade 2 przy użyciu folii miedzianej jako przekładki lutowniczej wykazały, że w strukturze połączenia lutowanego (po 1 min) wyraźnie widać nieprzereagowaną warstwę lutu z widoczną granicą lutowina-materiał podstawowy i szeroką strefą dyfuzyjną w materiale podstawowym o wyraźnie ciemniejszym zabarwieniu. w połączeniach wykonanych w czasie lutowania 10 i 20 min zaobserwowano wyraźne pęknięcia przebiegające na granicy lutowina – materiał podstawowy lub granicy pomiędzy obszarami faz występujących w lutowinie i wyraźnie różniących się zabarwieniem. w przypadku połączenia wykonanego w czasie lutowania 30 min prawie cały lut uległ przedyfundowaniu do materiału podstawowego, a w środkowej części złącza tylko lokalnie można był zaobserwować nieliczne obszary fazy o zabarwieniu wskazującym na duży udział miedzi. zwiększenie czasu lutowania do 40 min spowodowało już całkowite przereagowanie materiału lutu i utworzenie gruboziarnistej struktury z iglastymi wydzieleniami wewnątrz ziaren. struktury połączeń wykonanych przy użyciu miedzi przedstawiono na rysunku 2. struktury lutowin połączeń tytanu wykonanych z użyciem lutu niklowego w temperaturze 1000°c i przy czasie wytrzymania 1 i 30 min charakteryzowały się częścią środkową o strukturze eutektycznej (stopiwo lutownicze) i wyraźnymi, poszerzającymi się wraz z wydłużeniem czasu lutowania, strefami dyfuzyjnymi z wydzieleniami iglastymi. ponadto przy krótkim czasie lutowania (1 min) w środkowej strefie lutowiny zaobserwowano liczne pustki mogące świadczyć o występowaniu zjawiska kirkendalla, polegającego na zróżnicowanej szybkości dyfuzji poszczególnych składników lutu i materiału podstawowego. może to prowadzić do powstawania wakansów w obszarze materiału o niższej temperaturze topnienia (lutowiny) i większej szybkości dyfuzji atomów, które mogą się łączyć w defekty objętościowe, np. w pory. struktury połączeń lutowanych wykonanych przy użyciu niklu przedstawiono na rysunku 3. statyczna próba ścinania tytanowych połączeń lutowanych próby wytrzymałościowe lutowanych próbek o postaci walcowej przeprowadzono na maszynie wytrzymałościowej instron 4210. próbki mocowano w specjalnych uchwytach zaprojektowanych tak, aby połączenia poddane były jedynie siłom ścinającym, bez występowania naprężeń zginających. największą wytrzymałość na ścinanie uzyskały połączenia wykonane w czasie lutowania 1 min dla obu zastosowanych lutów i 30 min dla połączeń uzyskanych przy użyciu przekładki miedzianej. wytrzymałość połączeń lutowanych miedzią w czasie lutowania 10, 20 i 40 min w przypadku każdej stosowanej temperatury była mniejsza niż połączeń wykonywanych w czasie 1 i 30 min. wyniki statycznej próby ścinania próbek tytanowych lutowanych spoiwami cu i ni w różnym czasie rys. 2. mikrostruktury połączeń tytanu (grade 2) lutowanych dyfuzyjnie z przekładką z miedzi, temperatura lutowania 1000 °c, trawiono chemicznie odczynnikiem buehlera fig. 2. microstructures of titanium (grade 2) joints diffusion brazed using interlayer of cu filler metal at 1000°c, etched with buehler etchant rys. 3. mikrostruktury połączeń tytanu (grade 2) lutowanych dyfuzyjnie z przekładką z niklu, temperatura lutowania 1000°c, traw. chemicznie odczynnikiem buehlera fig. 3. microstructures of titanium (grade 2) joints diffusion brazed using interlayer of ni filler metal at 1000°c, etched with buehler etchant 1 min 10 min 20 min 30 min 40 min 1 min 30 min 18 przegląd spawalnictwa 10/2012 i różnej temperaturze lutowania przedstawiono odpowiednio na rysunkach 4 i 5. badania wykazały, że największą wytrzymałością na ścinanie złączy lutowanych, wynoszącą 304 mpa (średnia z pięciu prób), charakteryzują się połączenia wykonane przy użyciu miedzi w temperaturze 1030°c i czasie lutowania 1 min. wysokie wartości wytrzymałości uzyskano również dla połączeń wykonanych w czasie 30 min. ich wytrzymałość na ścinanie dla temperatury lutowania 950, 1000 i 1030°c wynosiła odpowiednio 245, 256 i 264 mpa. najmniejszą wytrzymałość połączeń lutowanych miedzią uzyskano dla czasów lutowania 10, 20 oraz 40 min. zdecydowanie mniejszą wytrzymałość na ścinanie mają połączenia lutowane przy użyciu niklu. największą wartość osiągnięto dla czasu lutowania 1 min w temperaturze 1030°c. osiągnięcie dużej wytrzymałości złączy lutowanych w najwyższej temperaturze lutowania przy zastosowaniu którejkolwiek przekładki lutowniczej spowodowane jest prawdopodobnie przyspieszonymi procesami dyfuzyjnymi, a w przypadku miedzi jej zwiększoną rozpuszczalnością w fazie β tytanu, występującej w całej objętości próbki. wnioski badania wykazały możliwość zastosowania czystej miedzi i niklu jako spoiw do lutowania dyfuzyjnego tytanu i uzyskania połączeń o fizycznej ciągłości i dobrej jakości. zastosowanie czystej miedzi umożliwia otrzymanie połączeń o wysokiej wytrzymałości na ścinanie, powyżej 260 mpa, wykonanych w temperaturze lutowania 1030°c oraz czasie 1 i 30 min. niewłaściwie dobrane parametry lutowania tytanu przy użyciu przekładki miedzianej powodują powstawanie w złączu lutowanym licznych pęknięć lub pojawienie się w środkowej strefie lutowiny granicy frontów krystalizacji. prowadzi to do znacznego zmniejszenia wytrzymałości na ścinanie połączeń lutowanych do wartości poniżej 100 mpa. wytrzymałość na ścinanie połączeń lutowanych przy użyciu niklu nie przekracza 155 mpa, co wynika z obecności licznych pustek w obszarze lutowiny. literatura [1] dobrzański l.a.: podstawy nauki o materiałach i metaloznawstwo. wnt, warszawa 2002. [2] szkliniarz w.: stopy na osnowie faz międzymetalicznych z układu ti-al. wydawnictwo politechniki śląskiej, gliwice 2007. [3] schwartz m.: brazing. wyd. 2, asm international, materials park, ohio 2003. [4] praca zbiorowa: brazing handbook. aws, miami 2007. [5] lütjering g., williams j.: titanium, springer-verlag, heidelberg 2003. [6] pilarczyk j.: poradnik inżyniera, spawalnictwo. t. 1 i 2, wnt, warszawa 2003/2005. [7] praca zbiorowa: principles of brazing. diffusion brazing. asm international, 2005. [8] gale w.f.: applying tlp bonding to the joining of structural intermetallic compounds. journal of metals, nr 2/1999, s. 49-52. [9] mirski z., różański m.: lutowanie dyfuzyjne tytanu i jego stopu na osnowie fazy tial (y). inżynieria materiałowa, nr 2/2010, s. 161-166. [10] winiowski a., różański m.: badanie procesów lutowania dyfuzyjnego tytanu i jego stopów. praca badawcza is nr cc50.2/st-247.2, 2007. [11] wojewoda j., zięba p.: lutowanie dyfuzyjne niskotemperaturowe. część i: aspekty strukturalne. inżynieria materiałowa, nr 1/2004, s. 11-23. [12] massalski t.b.: binary alloy phase diagrams. american society for metals, ohio 1987. czas lutowania, min czas lutowania, min rys. 4. wytrzymałość na ścinanie połączeń lutowanych tytanu grade 2 wykonanych przy użyciu folii cu fig. 4. shear strength of titanium grade 2 brazed using pure cu filler metal rys. 5. wytrzymałość na ścinanie połączeń lutowanych tytanu grade 2 wykonanych przy użyciu folii ni fig. 5. shear strength of titanium grade 2 using of pure ni filler metal 200901_pspaw 26 przegląd spawalnictwa 1/2009 wstęp niektóre części elementów maszyn poddawane są oddziaływaniu różnych niesprzyjających czynników skracających ich trwałość. w przypadku elementów przeznaczonych dla przemysłu motoryzacyjnego (zwłaszcza w specjalnie wytężonych silnikach spalinowych [1]) na różnego rodzaju intensywne zużycia, np. adhezyjne lub na utlenianie, narażone są powierzchnie robocze głównie [2÷8]: – wałów korbowych (szczególnie czopy, których warstwy powierzchniowe współpracują z łożyskami); – wałków rozrządu (czopy, koła napędu, a szczególnie krzywki zazwyczaj stanowiące całość z wałem rozrządu oraz współpracujące z krzywkami denka popychacza) [9, 10]; – wałów wykorbionych; – tulejek; – tulei cylindrowych (gładzie tulei) [11]; – pierścieni tłokowych; – tłoków (zwłaszcza rowki na pierścienie); – kadłubów silników (np. gniazda zaworów w głowicach); – kół zębatych; – części hydraulicznych maszyn i in. części elementów silników diesla w statkach, turbiny, pompy, czy też śruby statków dodatkowo narażone są np. na erozję kawitacyjną [7]. intensywnemu zużyciu poddawamarta paczkowska borowanie laserowe i możliwości jego zastosowania laser boronizing and its potential application streszczenie w artykule przedstawiono przykłady elementów maszyn, których części narażone są na szczególnie trudne warunki eksploatacyjne. w przypadku tych części występuje potrzeba stosowania lokalnej obróbki powierzchniowej w celu nadania im odpowiednich właściwości. przedstawiony został zarys i możliwości obróbki laserowej, w tym borowania laserowego. na podstawie badań własnych określono wpływ tej obróbki na strukturę warstwy powierzchniowej elementów z żeliwa sferoidalnego. wykazano, że obróbka laserowa umożliwia wprowadzanie boru w warstwy powierzchniowe obrabianego elementu, możliwe jest uzyskanie drobnoziarnistej, jednorodnej struktury z borkami żelaza, a mikrotwardość warstwy powierzchniowej elementu z badanego materiału po takiej obróbce wzrasta ok. 5-krotnie. abstract the paper contains examples of machine components which parts are exposed to intensive exploatation conditions. thus, local surface layer modification of those parts is required in order to achieve appropriate properties. laser treatment including laser boronizing possibilities are presented. influence of laser boroniznig on surface layer structure of nodular iron components has been determined on the basis of presented investigations. it has been proved laser treatment makes possible boron implementing in surface layers of the treating material and such a method allows obtaining a fine-crystalline, homogenous structure with iron borides. microhardness of surface layer of investigated sample after such treatment increases approximately five times. dr inż. marta paczkowska – politechnika poznańska. ne są również narzędzia do obróbki plastycznej: walce do walcowania blach czy matryce do tłoczenia karoserii [12]. we wszystkich wymienionych przypadkach elementów maszyn wymagana jest wysoka twardość i odporność na zużycie warstw powierzchniowych, a czasami nawet zwiększona odporność na zmęczenie, odporność na korozję, żaroodporność i żarowytrzymałość. właściwości te mogą zostać osiągnięte za pomocą odpowiedniej obróbki cieplno-chemicznej. jedną z metod umożliwiających modyfikację struktury warstwy powierzchniowej elementów maszyn jest obróbka laserowa. technologie laserowe oparte są na bardzo szybkich przemianach zachodzących w obrabianym materiale. efekty wywołane w naświetlanym wiązką laserową materiale zależą przede wszystkim od wytworzonej na jego powierzchni temperatury, która z kolei zależy głównie od ilości energii dostarczanej do materiału podczas naświetlania [13]. energia ta jest proporcjonalna do gęstości mocy wiązki laserowej oraz czasu jej działania. w konsekwencji, sterując tymi dwoma parametrami, można wywołać różne temperatury w warstwach powierzchniowych naświetlanego materiału [3]. w zależności od tych parametrów możliwe jest np.: – spawanie, – przecinanie, wycinanie, – znakowanie, – obróbka cieplna. lasery stosuje się do różnych operacji obróbki cieplnej, takich jak: hartowanie bezprzetopieniowe, szkliwienie, stopowanie, platerowanie, czy też utwardzanie detonacyjne (udarowe) [3]. obróbki te stosowane są przede wszystkim dla stali (zarówno węglowych, jak i stopowych). niemniej jednak 27przegląd spawalnictwa 1/2009 znalazły zastosowanie również dla żeliw oraz innych metali i ich stopów, np.: miedzi, aluminium, tytanu [3]. w skład laserowych obróbek cieplnych wchodzą technologie bezprzetopieniowe, przetopieniowe i odparowaniowe [3]. podczas gdy hartowanie przetopieniowe przez wytworzenie drobnoziarnistej oraz bardziej jednorodnej chemicznie i strukturalnie od materiału obrabianego strefy przetopionej pozwala na zwiększenie twardości i odporności na zużycie, to stopowanie laserowe, w zależności od zastosowanego pierwiastka lub pierwiastków, pozwala dodatkowo na zwiększenie odporności na korozję i żaroodporności [3]. stop, jaki powstaje w strefie przetopionej w wyniku jednoczesnego przetopienia substancji stopującej i cienkiej warstewki materiału podłoża, po wymieszaniu stopionych materiałów i szybkim skrzepnięciu charakteryzuje się innym składem chemicznym, strukturą i własnościami niż materiał podłoża i materiał stopujący [13]. stopowanie laserowe warstw powierzchniowych ma wiele zalet, w porównaniu ze stosowanymi tradycyjnie obróbkami cieplno-chemicznymi. szybkie schłodzenie stopu oprócz tego, że umożliwia wytworzenie struktury drobnokrystalicznej, pozwala uzyskać również silnie przesycone roztwory i fazy metastabilne, a nawet struktury amorficzne. umocnienie warstwy przetopionej wynika więc z: rozpuszczenia obcych atomów, zachodzących przemian fazowych i rozdrobnienia ziarn [15÷18]. za pomocą laserowego wzbogacania można uzyskiwać warstwy powierzchniowe o strukturze i właściwościach odpowiadających stopom nierdzewiejącym lub wysokostopowym [1]. jednym z pierwiastków, które można wykorzystać w procesie stopowania laserowego, jest bor. pierwiastek ten, tworzący z żelazem stabilne i twarde fazy, stosowany jest przede wszystkim w obróbce dyfuzyjnej stali i żeliw. warstwy uzyskane metodą borowania dyfuzyjnego charakteryzują się utrzymującą się do 8000c dużą twardością i żaroodpornością w powietrzu. warstwy te, pod warunkiem zachowania ich ciągłości, wykazują również odporność na utlenianie w kwasach nieorganicznych, wodnych roztworach kwasów: solnego, siarkowego, fosforowego, fluorowodorowego oraz we wrzących kwasach organicznych i nieorganicznych, a także odporność na działanie wody wodociągowej i morskiej. ponadto, charakteryzują się one odpornością na stopione metale i stopy o temperaturze 900÷10000c [19]. jednakże wadą dyfuzyjnego wprowadzania boru jest steksturowana, iglasta budowa warstw powierzchniowych. dodatkowo warstwy te są zazwyczaj dwufazowe, tzn. zawierają kruchy borek feb przy powierzchni. stanowi to przyczynę ograniczonego stosowania tej metody. proces dyfuzyjnego borowania jest realizowany w temperaturze powyżej 9000c, a więc po jego zakończeniu (w celu uzyskania odpowiednich właściwości obrobionego elementu) konieczna jest obróbka cieplna [19]. poza tym, jest to proces długotrwały, a ze względu na stosowane media będące źródłami boru (proszki, pasty) jest niestety mało ekologiczny [19]. dodatkowo, stosowanie obróbki dyfuzyjnej w przypadkach, gdzie warstwy modyfikowane nie są potrzebne na całych elementach maszyn, wymaga zabezpieczenia ich części, co powoduje, że zabieg taki generuje dodatkowe koszty. dotyczy to wałków krzywkowych. resztę powierzchni poza krzywkami i czopami chroni się przed nasycaniem [11]. celem prezentowanych badań było określenie wpływu stopowania borem za pomocą oddziaływania wiązki laserowej na strukturę warstwy powierzchniowej jednego z dość dostępnych i stosunkowo tanich materiałów, jakim jest żeliwo, które w budowie maszyn należy do najpowszechniej stosowanych materiałów odlewniczych [20]. metodyka badań do badań wybrano żeliwo sferoidalne, ponieważ łączy ono dobre własności odlewnicze zwykłego żeliwa szarego i dobre właściwości wytrzymałościowe [21]. próbki do badań wykonano ze sferoidalnego żeliwa ferrytyczno-perlitycznego en-gjs 500. wytop przeznaczony do badań miał następujący skład chemiczny (w %): 3,82 c, 2,53 si, (ce = 4,587), 0,33 mn, 0,02 cr, 0,06 mg, 0,042 p, 0,013 s i 0,257 cu, resztę stanowiło fe. w badaniach wykorzystano laser molekularny co2 o pracy ciągłej (firmy trumph), maksymalnej mocy 2600 w i modzie tem01 (rozkład gęstości mocy w przekroju wiązki emitowanej przez ten laser jest symetryczny wokół osi wiązki o maksimum gęstości oddalonym od osi o ok. 1/4 średnicy wiązki, znajdujący się w laboratorium technik laserowych na wydziale budowy maszyn i zarządzania politechniki poznańskiej (rys. 1). rys. 1. rozkłady gęstości mocy w przekroju wiązki laserowej; x0 – środek wiązki, x1,2 – krawędzie wiązki [24] fig. 1. distribution of power density across the laser beam crosssection; x0– beam centre; x1,2– beam edges [24] parametry obróbki laserowej: moc wiązki p, czas oddziaływania wiązki na materiał t, średnica wiązki d, prędkość posuwu wiązki względem próbki v zostały ustalone w taki sposób, aby uzyskać różne szybkości chłodzenia warstwy powierzchniowej obrabianego elementu w trakcie tej obróbki v, mm•s-1 t, s p, w ej, j•mm-2 g, w•mm-2 16,00 0,25 2010 40 160 8,00 0,50 1005 40 80 5,33 0,75 670 40 53 4,00 1,00 502 40 40 3,27 1,25 411 40 33 16,00 0,25 1507 30 120 8,00 0,50 754 30 60 5,33 0,75 502 30 40 4,00 1,00 377 30 30 3,27 1,25 308 30 25 16,00 0,25 1005 20 80 8,00 0,50 502 20 40 5,33 0,75 335 20 27 4,00 1,00 251 20 20 3,27 1,25 205 20 16 gdzie: v – prędkość posuwu wiązki laserowej, t – jednostkowy czas oddziaływania, p – moc wiązki laserowej, ej – energia jednostkowej wiązki laserowej, g – gęstość mocy wiązki laserowej. tablica i. parametry obróbki laserowej table i. laser treatment parameters 28 przegląd spawalnictwa 1/2009 (tabl. 1). wartość średnicy wiązki laserowej była stała i wynosiła 4 mm. zastosowano między innymi 7-krotną różnicę prędkości posuwu od 3,27 do 16,00 mm•s-1. dzięki dobranym kombinacjom parametrów uzyskano obliczeniową szybkość chłodzenia od ok. 7•102oc•s-1 do blisko 104oc•s-1. wartości te oszacowano na podstawie zależności zamieszczonych w literaturze [22], uwzględniających między innymi parametry obróbki i właściwości fizyczne obrabianego materiału. sposoby wyznaczania rozkładu temperatury i szybkości chłodzenia od powierzchni w głąb próbki oraz szacowania średnich szybkości chłodzenia w uzyskanej strefie zostały przedstawione szczegółowo w opracowaniu [23]. przed borowaniem laserowym na próbki nałożono substancję zawierającą pierwiastek stopujący. efekty obróbki laserowej badano za pomocą mikroskopu optycznego epiquant firmy zeiss sprzężonego z kamerą ccd i odopwiednio oprogramowanym komputerem. próbki poddano badaniom mikrotwardości przy użyciu mikrotwardościomierza 3212 firmy zwick metodą vickersa. określenie rozkładów stężenia pierwiastków w warstwie powierzchniowej zostało przeprowadzone za pomocą spektroskopu elektronów auger (aes) firmy riber. powyższe badania wykonano w laboratorium warstwy wierzchniej instytutu maszyn roboczych i pojazdów samochodowych na wydziale maszyn roboczych i transportu politechniki poznańskiej. do badań struktury zastosowano również mikroskop skaningowy cambridge stereoscan i dyfraktometry rentgenowskie: bruker d8 advances i hzg4 znajdujące się w pracowni krystalografii i rentgenografii katedry metaloznawstwa i metalurgii proszków na wydziale inżynierii metali i informatyki przemysłowej w akademii górniczo-hutniczej w krakowie. wyniki i analiza badań struktura warstwy powierzchniowej po borowaniu laserowym żeliwa sferoidalnego składała się z trzech stref: przetopionej, przejściowej i zahartowanej ze stanu stałego (rys. 2). strefę przetopioną uzyskano w 13 zastosowanych wariantach kombinacji parametrów. strefa przetopiona we wszystkich przypadkach charakteryzowała się wysokim stopniem rozdrobnienia i ujednorodnienia struktury (w szczególności w porównaniu z dwoma pozostałymi strefami i materiałem rodzimym). w strefie zaobserwowano nierozpuszczone do końca kulki grafitu. natomiast w strefie przejściowej wyróżnić można było elementy przetopione (ledeburyt zahartowany) i nieprzetopione (martenzyt, ferryt, grafit). w strefie przejściowej i zahartowanej występowały ponadto otoczki ledeburytyczne i martenzytyczne wokół kulek grafitu, charakterystyczne dla żeliwa sferoidalnego. ich występowanie może przyczynić się do wzmocnienia fazy grafitu w tych strefach. w zależności od zastosowanych parametrów można uzyskać różne głębokości i szerokości strefy przetopionej (rys. 3). na podstawie pomiarów mikrotwardości stref przetopionych można stwierdzić średnio 5-krotny wzrost mikrotwardości w stosunku do materiału obrabianego. ponadto można spodziewać się wyższej mikrotwardości, gdy zastosuje się większą szybkość chłodzenia podczas obróbki laserowej (rys. 4). w strefach przetopionych stwierdzono obecność boru metodą aes. na rysunku 5 przedstawiono przykładowe rozkłady pierwiastków w strefie przetopionej od powierzchni dla wariantów, w których uzyskano szybkości chłodzenia: 1000oc•s-1 (a) i 8000oc•s-1. r dz eń po w ie rz ch ni a ob ra bi an a strefa przetopiona strefa przejściowa strefa zahartowana materiał rodzimy grafit otoczka ledeburytyczna otoczka martenzytyczna martenzyt ferryt perlit rys. 2. przekrój poprzeczny przez strefy żeliwa sferoidalnego uzyskany po borowaniu laserowym z parametrami obróbki: p = 2010 w, t = 0,25 s; mikroskop optyczny, trawione nitalem fig. 2. cross-section of nodular iron surface layer zones after laser bronzing, with following treatment parameters: p = 2010 w, t = 0.25 s; optical microscope, etched with nitride acid rys. 3. wpływ gęstości mocy wiązki laserowej na wymiary strefy borowanej (lp – grubość strefy przetopionej, ap – szerokość strefy przetopionej) fig. 3. influence of laser beam power density on boronized zone dimensions (lp – melted zone thickness, ap – melted zone width) rys. 4. zależność mikrotwardości strefy powierzchniowej od obliczeniowej szybkości chłodzenia dla próbek pokrytych borem fig. 4. between surface zone microhardness and calculated cooling rate for boronized samples 29przegląd spawalnictwa 1/2009 analiza struktury strefy przetopionej wykazała, że dla próbek, w których zastosowano dłuższy czas oddziaływania i niższą moc wiązki laserowej, można było zaobserwować dużą różnorodność w kształtach wydzieleń (rys. 6, 7). w przypadku dłuższego czasu nagrzewania uwidoczniły się stosunkowo duże fazy borków żelaza. dłuższy czas nagrzewania umożliwił ich wzrost. tak duże wydzielenia nie były obserwowane przy krótkich czasach nagrzewania. w przypadku strefy borowanej laserowo, chłodzonej z szybkością ok. 8000oc•s-1, można zaobserwować m.in. superdrobnokrystaliczną strukturę, której nie odnaleziono po chłodzeniu z prędkością np. ok. 1000oc•s-1 (rys. 8). natomiast, bez względu na zastosowaną szybkość chłodzenia w trakcie borowania laserowego, widoczne, były widoczne wydzielenia w kształcie igieł. za pomocą dyfrakcji rtg wykazano we wszystkich badanych przypadkach obecność fe3 (c lub/i b) i fe2b. fazy te mogły przybrać kształt odpowiednio: igieł (pierwotne kryształy cementytu lub borocementytu wydzielone prosto z cieczy), oraz wielokątów lub drobnych regularnych wydzieleń borków żelaza wchodzących najprawdopodobniej w skład eutektyki borkowej (rys. 6÷8). pomimo że dyfrakcja rtg wykazała istnienie takich samych faz bez względu na zastosowane parametry obróbki laserowej, to w przypadku zastosowanych wyższych mocy i krótszych czasów oddziaływania wiązki laserowej na materiał wykonane dyfraktogramy wskazywały na większe ilości nowo powstałych faz, np.: fe3 (c lub/i b), fe2b, fey w strefie przetopionej. większa ilość nowo powstałych, twardych faz, występująca miejscami superdrobnokrystaliczna struktura oraz prawdopodobnie większe przesycenie roztworów stałych w strefie przetopionej w przypadku próbek, dla których zastosowano parametry pozwalające uzyskać wyższe szybkości chłodzenia, mogły spowodować wyższą średnią mikrotwardość strefy przetopionej o ok. 200 hv0,1 (rys. 4). czas trwania nagrzewania laserowego wpłynął również na ilość rozpuszczonych kulek grafitu w strefie przetopionej. w przypadku stref przetapianych, do których wytworzenia zastosowano dłuższe czasy obróbki, można było obserwować mniejszą ilość kulek grafitu. dłuższy czas obróbki laserowej w tych przypadkach pozwolił na dyfuzję węgla z kulek do ciekłego stopu. na większą zawartość węgla w osnowie strefy przetopionej w przypadku dłuższego czasu obróbki wskazują badania aes (rys. 5). rys. 5. rozkład c, b i fe w strefie przetopionej w żeliwie sferoidalnym w wartościach peak to peak [mm] dla wariantów obrabianych laserowo z parametrami: a – p = 411 w, t = 1,25 s; b – p = 2010 w, t = 0,25 s fig. 5. distribution of c, b, and fe in melted zone of nodular iron in peak-to-peak values [mm] in laser-treated samples with following parameters: a – p = 411 w, t = 1.25 s: b – p = 2010 w, t = 0.25 s rys. 7. fragment struktury strefy przetopionej żeliwa sferoidalnego uzyskanej po borowaniu laserowym z parametrami obróbki: p = 411 w, t = 1,25 s; mikroskop optyczny, trawione nitalem fig. 7. part of melted zone structure of nodular iron after laser boronizing with parameters: p = 411 w, t = 1.25 s; optical microscope, etched with nitride acid rys. 8. fragment struktury strefy przetopionej żeliwa sferoidalnego uzyskanej po borowaniu laserowym z parametrami obróbki: p = 2010 w, t = 0,25 s; mikroskop skaningowy, trawione nitalem fig. 8. part of melted zone structure of nodular iron after laser boronizing with parameters: p = 2010 w, t = 0,25 s; scanning microscope, etched with nitride acid rys. 6. struktura strefy przetopionej żeliwa sferoidalnego uzyskana po borowaniu laserowym z parametrami obróbki: p = 411 w, t = 1,25 s; mikroskop skaningowy, trawione nitalem fig. 6. part of melted zone structure of nodular iron after laser boronizing with parameters: p = 411 w, t = 1.25 s; scanning microscope, etched with nitride acid 30 przegląd spawalnictwa 1/2009 literatura [1] major b.: laserowa modyfikacja stali węglikami i borkami, vii sympozjum techniki laserowej, szczecin-świnoujście, 1996. [2] bartkowiak k., waligóra w.: możliwości wykorzystania obróbki laserowej w budowie maszyn, journal of research and application in agricultural engineering, vol. 46/3, s. 27. [3] burakowski, t.; wierzchoń, t.: inżynieria powierzchni metali, wnt, warszawa 1995. [4] gadag s.p., srinivasan m.n.: cavitation erosion of laser-melted ductile iron, journal of materials processing technology 51 (1995). [5] hebda m., janecki j.: tarcie, smarowanie i zużycie części maszyn, wnt, warszawa 1972. [6] hwang j-h., lee y-s., kim d-y., youn j.-g.: laser surface hardening of gray cast iron used for piston ring, journal of materials engineering and performance, vol. 11, no 3, june, 2002. [7] li z., zheng q., li j., hu w., wang h., tian h.: laser surface treatment of high-phosphorous cast iron, journal of applied physics 58 (10), 15 november 1985. [8] sakwa w.: żeliwo, wydawnictwo „śląsk”, 1974. [9] podgórecki k.: hartowanie płomieniowe stali i żeliwa, pwt, warszawa 1955. [10] sert, h., can, a., arican, h., selcuk, b., toprak, h., wear behaviour of different cam spindles, wear 260, (2006). [11] wajand j.a., wajand j.t.: tłokowe silniki spalinowe średnio i szybkoobrotowe, wnt, warszawa 2007. [12] piaskowski, j.; jankowski, a.: żeliwo sferoidalne wnt, warszawa 1974. [13] waligóra. w.: odporność na zmęczenie powierzchniowe stali łożyskowej poddanej obróbce laserowej. rozprawy, nr 302, politechnika poznańska, poznań 1994. [14] burakowski t.: lasery technologiczne i ich zastosowanie w inżynierii powierzchni metali, pm, zeszyt 11-12/93. [15] brienan e.m., snow d.b., brown c.o., kear b.h.: new developments in lasers surface melting using continuous prealloyed powder feed. rapid solidification processing 2, 1980. [16] komvopoulos k., nagarathman k.: processing and charactepodsumowanie obróbka laserowa umożliwia kształtowanie tylko wybranych części elementów maszyn narażonych na wyjątkowo trudne warunki pracy. jest ona szczególnie przydatna wtedy, kiedy lokalna obróbka powierzchniowa jest nie tylko wystarczająca, ale i wymagana. warto jest również dodać, iż za pomocą skoncentrowanej wiązki laserowej można intensywnie nagrzewać powierzchnie o dowolnie skomplikowanym kształcie; możliwe jest precyzyjne sterowanie dawką energii, zachowanie pierwotnych wymiarów elementów obrabianych, łatwa jest również automatyzacja procesu [25]. poza możliwością tworzenia struktur nadających określone własności warstwom powierzchniowym elementów, należy również wspomnieć o eliminacji w przypadku obróbki laserowej pewnych negatywnych aspektów, które wiązane są z konwencjonalną obróbką cieplno-chemiczną, np. czasochłonnością (kilkanaście godzin) i nieekologicznością (media aktywne). na podstawie przeprowadzonych badań i analizy ich wyników można stwierdzić, że obróbka laserowa umożliwia wprowadzanie boru w warstwy powierzchniowe obrabianego elementu. dzięki takiej modyfikacji możliwe jest uzyskanie drobnoziarnistej struktury o wysokim stopniu jej ujednorodnienia, zawierającej borki żelaza. po takiej obróbce nie występuje iglasta budowa warstwy charakterystyczna dla borowania dyfuzyjnego. ponadto, przeprowadzone badania rtg nie wykazały występowania kruchego borku feb. obecność strefy przejściowej powinna zapewnić dobre połączenie strefy naborowanej z materiałem rodzimym. dzięki borowaniu laserowemu mikrotwardość obrabianego elementu z żeliwa sferoidalnego można podwyższyć średnio ok. 5-krotnie. w związku z tym warstwy wytworzone w ten sposób powinny charakteryzować się zwiększoną odpornością na zużycie. rization of laser-cladded coating materials. journal of engineering materials and technology. 112, 4, 1990. [17] kusiński j.: lasery i ich zastosowanie w inżynierii materiałowej. wyd. naukowe akapit, kraków 2000. [18] kusiński j.: metalurgiczne podstawy kształtowania struktury i własności warstwy wierzchniej materiałów podczas obróbki laserowej, v sympozjum techniki laserowej, szczecin – świnoujście 1996. [19] pertek-owsiana a.: kształtowanie struktury i właściwości warstw borków żelaza otrzymywanych w procesie borowania gazowego, wpp 2001, rozprawy nr 365. [20] labrecque c., gagne, m.: review ductile iron: fifty years of continuous development, canadian metallurgical quarterly, vol. 37, no. 5, 1998. [21] dobrzański l. a.: metaloznawstwo z wprowadzeniem do nauki o materiałach, wnt, warszawa 1998. [22] kusiński j.: zmiany struktury i własności mechanicznych stali pod wpływem obróbki laserowej, metalurgia i odlewnictwo, zeszyty naukowe 132, kraków 1989. [23] paczkowska m., waligóra w.: the influence of the cooling rate on structure of laser boronizing layer on nodular iron, the international congress on applications of lasers and electro-optics, scottsdale arizona, usa october 30th – november 02nd (2006). [24] program badawczy (dpb) realizowany w politechnice poznańskiej, etap ii–1998, nr tematu dpb-22-047/98-bw: wykorzystanie techniki laserowej w technologii i eksploatacji elementów maszyn oraz w fizyce półprzewodników. kierownik programu: prof. dr hab. inż. mieczysław kawalec, biblioteka inst. maszyn rob. i pojazdów samochodowych, poznań 1998. [25] napadałek w., przetakiewicz w.: wpływ obróbki laserowej na właściwości wybranych elementów silnika spalinowego, inżynieria materiałowa, nr 5, 2002. praca finansowana z grantu nr n504 006 31/0304 realizowanego w latach 2006 i 2007. 200702_pspaw przegląd spawalnictwa 2–3/200728 streszczenie topniki lotne stanowią uzupełnienie topników występujących w tradycyjnej postaci proszku lub pasty. umożliwiają one zarówno dobrą osłonę powstającego złącza lutowanego, jak i całego obszaru lutowania [1–3]. zakres aktywności topników lotnych dotyczy wyższych temperatur lutowania twardego, w zakresie 750÷950ºc. sprawia to, że są one przeważnie stosowane do lutowania stali węglowych konstrukcyjnych lutami mosiężnymi i z „nowego srebra” (cu-zn-ni). ponadto nie można również wykluczyć stosowania topników lotnych z lutami srebrnymi, zwłaszcza o mniejszej zawartości srebra w granicach 12–40% wag. przy większej zawartości srebra w lutach twardych – w zakresie 45–56% wag. i niższej temperaturze topnienia w zakresie 620÷740ºc – powstają połączenia lutowane, jednak możliwe jest ograniczenie podstawowych zjawisk powierzchniowych występujących przy lutowaniu twardym. w artykule przedstawiono właściwości topników lotnych, opisano stanowisko do lutowania tymi topnikami, a także podano przykłady zastosowań. wskazano również na aspekty bhp występujące przy stosowaniu topników lotnych oraz na możliwości poprawy tych warunków. abstract volatile fluxes supplements fluxes appearing in the traditional form of powder or pastes. they enables good protection both of soldering connector as well as the entire area [1-3]. the scope of the activity of volatile fluxes concerns the higher temperatures of hard soldering, in range of 750÷950ºc involving the fact that they are mainly used with brass solder and "nickel silver" (cu-zn-ni) for soldering structural carbon steels. using of volatile fluxes with silver solder, especially with lower content of silver in range of 12–40 wt. % is also possible. at higher content of silver in brazing solders in range of 45–56 wt. % and at lower melting temperature range of 620÷740ºc soldering connections forms with limitations of basic surface phenomena appearing with the hard soldering. proper ties of volatile fluxes, description of station for soldering with this fluxes and applications were presented in the ar ticle. some aspects of industrial safety relates to use of volatile fluxes and improvements of these conditions were concerned. wstęp podstawowym zadaniem topników, stosowanych w procesach lutowania, jest oczyszczenie powierzchni elementów lutowanych i redukowanie tlenków metali dla ułatwienia zwilżania, rozpływności, i kapilarności lutów, a także zabezpieczenie obszaru lutowania przed dalszym utlenianiem. topniki lotne, w przeciwieństwie do topników w postaci proszku lub pasty, doprowadzane są do elementów lutowanych za pośrednictwem płomienia gazowego, jest to znaczne ułatwienie procesu lutowania, ponieważ doprowadzane są w ten sposób ciągle świeże porcje topnika [2, 3]. topniki, w tradycyjnej postaci proszku lub pasty, są dozowane ręcznie lub automatycznie do obszaru lutowania. dla lutów srebrnych oraz lutów miedziano-fosforowych cu–p (+ ag, sn), produkowane są topniki przeważnie na bazie fluorków metali alkalicznych, o zakresie aktywności 550÷800oc. dla wyższych temperatur lutowania, przede wszystkim dla lutów mosiężnych i z „nowego srebra” (cu-zn-ni), stosowanych zwłaszcza do lutowania stali, tradycyjne topniki produkowane są najczęściej na bazie boraksu, i kwasu borowego o zakresie aktywności 800 ÷1100oc. po lutowaniu, wadą klasycznych topników są pozostałości żużla potopnikowego. są to przeważnie powłoki szkliste, silnie przyczepne do powierzchni złącza lutowanego, trudne i kłopotliwe do usunięcia. usuwa się je zwykle metodami mechanicznymi lub nie ekologicznymi metodami chemicznymi. materiały ścierne, używane podczas obróbki strumieniowo-ściernej, łatwo uszkadzają powierzchnie elementów lutowanych i nie mogą być stosowane np. do złączy lutowanych poddawanych obróbce galwanicznej. pozostałości topników lotnych, stanowiące cienkie warstwy, są łatwo zmywalne wodą. mieszanki gazowe stosowane do lutowania płomieniowego najczęściej do procesów lutowania twardego stosowane są następujące mieszanki gazowe: propan–powietrze, propan–tlen, acetylen–powietrze, acetylen–tlen, wodór–tlen. spośród gazów palnych najczęściej do lutowania stosowane są acetylen i propan. acetylen jest jedynym gazem palnym ze strefą redukującą tlen w płomieniu. inne gazy palne pobierają w pierwotnym spalaniu więcej tlenu z otaczającego powietrza, aniżeli potrzebują do zupełnego spalania. ponadto mają one znacznie mniejszą moc płomienia, w mieszance z tlenem, w porównaniu z acetylenem (c2h2 + o2 – 42kw/cm 2). moc płomienia z propanem (c3h8 + o2) wynosi 10 kw/cm 2, a z metanem (ch4 + o2) – 8 kw/cm 2. dane dotyczą całkowitego spalania mieszanek gazów palnych z tlenem przy maksymalnym stosunku mieszanki gazów [4]. mniejsza moc płomienia gazowego powoduje większą strefę wpływu ciepła w połączeniu lutowanym, co niekorzystnie wpływa na jego własności. topniki lotne – właściwości, zastosowanie i warunki bhp volatile fluxes properties, applying and the industrial safety zbigniew mirski kazimierz granat dr hab. inż. zbigniew mirski, dr hab. inż. kazimierz granat – politechnika wrocławska. przegląd spawalnictwa 2–3/2007 29 właściwości topników lotnych gaz palny doprowadzany jest do dozownika (pojemnika) z ciekłym topnikiem i nasyca się jego parami. najczęściej stosowane topniki lotne składają się z azeotropowej mieszaniny nieorganicznych związków boru z alkoholem metylowym (rzadziej z alkoholem etylowym lub acetonem), takich jak h3bo3, h3bo2, b2o3. mieszaniny te są silnie higroskopijne (h3bo3), a przy dużej zawartości wody, powyżej 200%, wydziela się kwas borowy. zawartość wody w topniku powinna być ograniczona poniżej 0,5%. wartość ph mieszaniny topnikowej w stanie dostawy wynosi ok. 5,6, a temperatura wrzenia 52÷54oc [4]. po doprowadzeniu topnika lotnego do płomienia, za stożkiem w strefie redukującej płomienia, występują mikroskopijne cząstki stopionego trójtlenku boru b2o3 (rys. 1). w pierwszym stopniu spalania mieszanki acetylenu i tlenu powstają tlenek węgla, i wodór, gazy o doskonałych właściwościach redukujących, zgodnie z reakcją: 2c2h2 + 2o2 = 4co + 2h2 (1) strefa ta jest strefą redukującą o najwyższej temperaturze w płomieniu wynoszącą 3100oc, którą powinno się właściwie wykorzystywać w procesie lutowania do nagrzewania elementów i stopienia lutu. w dalszej części płomienia następuje pobieranie tlenu z powietrza i w wyniku spalania gazów powstają dwutlenek węgla, i para wodna: 4co + 2h2 + 3o2 = 4co2 + 2h2o (2) strefa ta, nazywana kitą, nie ma już takich właściwości oczyszczających, jak strefa redukująca. jednak, w odróżnieniu od płomienia beztopnikowego, występujące w niej związki boru h3bo3 i hbo3 stanowią nadal strefę ochronną płomienia przy zachowaniu jeszcze wysokiej temperatury w zakresie 1200÷2500oc [4]. o obecności topnika lotnego w płomieniu gazowym świadczy charakterystyczny zielony kolor płomienia wywołany przetworzeniem trimetylu boranu w nieorganiczne związki boru. krajowym producentem topników lotnych o nazwie lotop jest przedsiębiorstwo przemysłowo-handlowe poch sa w gliwicach, a producentem dozowników – instytut spawalnictwa w gliwicach [1, 3, 5]. topnik lotop zawiera takie składniki aktywne jak: trimetylu boran i wodofluorek potasu w ilości 25÷27%. skład chemiczny topnika lotnego uzupełnia alkohol metylowy i glikol etylenowy [6]. stosowanie tego topnika jest bardzo ekonomiczne, jednorazowe napełnienie dozownika alt – 1 (o pojemności 2 dm3) umożliwia nasycenie topnikiem lotnym ok. 30 m3 acetylenu. innym producentem topników lotnych o nazwie handlowej borim jest instytut chemii przemysłowej w warszawie. jeden ze znanych producentów topników lotnych – firma firinit gmbh oferuje topnik flux s [7], który zawiera 70–73% składnika aktywnego. jego temperatura oddziaływania wynosi 750÷950oc. temperatura aktywności (topnienia) topnika powinna być dostosowana do temperatury topnienia lutu w taki sposób, aby topnik wcześniej, przed stopieniem lutu oczyścił powierzchnie elementów lutowanych i przygotował je pod zwilżanie, rozpływność i wnikanie kapilarne lutu w szczelinę. stąd zaleca się, aby temperatura topnienia topnika wynosiła przynajmniej 30÷50oc poniżej początku temperatury topnienia lutu [8]. ze względu na wysoką temperaturę aktywności związków boru w topnikach lotnych zasadniczo są one dostosowane do lutów mosiężnych i z „nowego srebra” np. gat. l – cuni10zn42 o temperaturze topnienia 890÷920oc, i lutów srebrnych o mniejszej zawartości ag [9]. luty srebrne o małej zawartości srebra, wg pn en 1044:2002, np. gat. ag 207, ls12 wg pn-80/m-69411, o temperaturze topnienia 800÷830oc, i gat. ag 205 (ls25 wg pn), o temperaturze topnienia 700÷790oc są jednak rzadziej stosowane w procesach lutowania twardego. użycie topnika flux s o zakresie aktywności 750÷950oc, w połączeniu np. z lutem ag-203 wg pn en 1044 (ls45 wg pn – 80/m – 69411) o temperaturze topnienia 675÷735oc, nie jest dobrym skojarzeniem tych materiałów lutowniczych. złącze lutowane wprawdzie powstaje, ale podstawowe zjawiska fizykochemiczne występujące przy lutowaniu, takie jak: zwilżalność, rozpływność i kapilarność lutu są ograniczone. szczególnie dotyczy to pierwszego stadium lutowania. wpływa to w pewnym stopniu na pogorszenie jakości złącza lutowanego. oddziaływanie stopionego topnika lotnego jest również ograniczone i nie powinno przekraczać 2–4 minut. dłuższe funkcjonowanie topnika nie tylko ogranicza jego skuteczność, ale również stwarza większe problemy w usunięciu żużla potopnikowego. pozostałości topnika nie stwarzają zagrożenia korozyjnego i mogą pozostać na połączeniu lutowanym. w przypadku malowania proszkowego lub rys. 1. strefy płomienia acetylenowo–tlenowego z doprowadzonym topnikiem lotnym [4] przegląd spawalnictwa 2–3/200730 nakładania warstw galwanicznych należy pozostałości topnika usunąć przez zmycie wodą lub oczyszczenie polutowanych elementów w myjce ultradźwiękowej. istotną wadą topników lotnych, w porównaniu z tradycyjną postacią topników nanoszonych przed nagrzewaniem na powierzchnie lutowane, jest ograniczone oddziaływanie kapilarne lutu w szczelinie lutowniczej. penetracja w szczelinie płomienia dostarczającego topnik jest z natury ograniczona. większe możliwości wnikania topnika lotnego występują zatem w procesach lutospawania, przy dużych odstępach między elementami i przy ich ukosowaniu. topniki lotne produkowane przez firmę firinit gmbh mogą być stosowane zarówno z płomieniem acetylenowo-tlenowym jak i propanowo-tlenowym, a także z innymi mieszankami gazów. używane są do lutowania stali węglowych konstrukcyjnych oraz miedzi i jej stopów [4]. nie wszystkie topniki lotne, znajdujące się na rynku krajowym, są tak uniwersalne. wiele z nich dostosowanych jest do określonego rodzaju gazu palnego i użytkownik topnika lotnego powinien na to zwrócić uwagę. stanowisko do lutowania twardego w celu zastosowania topników lotnych w technologiach lutowania twardego należy stanowisko do lutowania wyposażyć w dozownik topnika lotnego (rys. 2) [10, 12]. pojemność dozownika wynosi 3 dm3, w głowicy sterującej znajdują się trzy zawory, które należy otworzyć przed rozpoczęciem lutowania. gaz palny przepływa przez zawór 1 i dostaje się przez zawór odcinający do ciekłego topnika. nasycając się parami topnika gaz palny przepływa przez zawór 2 do bezpiecznika odcinającego powrót gazu i stąd przez króciec wylotowy, i przewód gumowy do palnika gazowego. przez zawór 3 przepływa równocześnie gaz palny nienasycony topnikiem w kierunku palnika. zawartość topnika w gazie palnym można regulować przez ustawienie zaworu 3. w przypadku nie korzystania z dozownika topnika lotnego np. w procesach spawania i cięcia stali należy otworzyć jedynie zawór 3, przy zamkniętych zaworach 1 i 2. stanowisko do lutowania z topnikiem lotnym przedstawiono na rysunku 3 [2, 12]. przeciętne zużycie topnika flux s wynosi dla: 1 kg acetylenu – 0,13 – 0,16 kg topnika lotnego, ok. 100 dm3 acetylenu – 15 – 20 g topnika lotnego [4]. ■ ■ palniki gazowe, stosowane powszechnie do procesów lutowania twardego, mogą być, bez żadnych zmian, używane do lutowania topnikiem lotnym. rodzaj palnika jest determinowany rodzajem spalanej mieszanki gazów, chociaż na rynku krajowym używane są palniki dostosowane zarówno do acetylenu, jak i propanu w połączeniu z tlenem. zastosowanie topników lotnych z uwagi na wysoką temperaturę aktywności topników lotnych (750÷950oc), są one dobierane do temperatur lutowania spoiwami mosiężnymi i z „nowego srebra”. nie ma topników lotnych do lutowania miękkiego (o górnej temperaturze topnienia lutu poniżej 450oc). topniki lotne używane są powszechnie do lutowania twardego spoiwami mosiężnymi stalowych grzejników łazienkowych (rys. 4) [11]. topnik lotny znajdując się w płomieniu, a nie w szczelinie lutowniczej, nie daje możliwości całkowitego kapilarnego wypełniania lutem szczeliny (rys. 5) [11]. zastosowano lut mosiężny o składzie chemicznym (% wag.): 0,15 si, 0,8 sn, 0,8 mn, 59 cu, reszta zn, o temperaturze topnienia 880÷900oc. w tym przypadku ograniczona kapilarność lutu nie wpływa znacząco na pogorszenie jakości złącza i na utratę szczelności grzejnika. lut nie wypływa na zewnątrz połączenia i dzięki temu nie tworzy się ogniwo elektrochemiczne przy oddziaływaniu wody zawierającej chlor. topnik lotny można zastosować również do lutospawania stalowych rur ocynkowanych [12]. lutospawanie oznacza przygotowanie rur tak jak do spawania, tzn. z odstępem i/lub ukosowaniem krawędzi, przy prowadzeniu procesu tak jak dla lutowania tj. bez nadtopienia krawędzi łączonych elementów i przy zastosowaniu lutu. stalowe rury ocynkowane są powszechnie używane rys. 2. dozownik topnika lotnego rys. 3. stanowisko do lutowania gazowego przy użyciu topnika lotnego rys. 4. konstrukcja stalowego grzejnika łazienkowego przegląd spawalnictwa 2–3/2007 31 w instalacjach: zimnej i ciepłej (ograniczenie do 55oc) [13] wody pitnej, grzewczych, ściekowych, zraszających (przeciwpożarowych), sprężonego powietrza, i obiegów wody chłodzącej. na rysunku 6 pokazano lutospawanie stalowej rury ocynkowanej o średnicy 114,3 mm i grubości ścianki 4,0 mm. rury zostały zukosowane do lutospawania, zgodnie z zaleceniami [14], tworząc przy złożeniu rowek o kącie rozwarcia 60o przy odstępie ok. 3–4 mm. do lutospawania użyto specjalnego spoiwa mosiężnego l–cuzn39sn „drilldraht” i temperaturze topnienia ok. 900oc [9, 15]. spoiwo to skręcone jest z czterech cienkich drutów mosiężnych o średnicy 1,0 mm, tworząc linkę o średnicy ok. 2,5 mm (rys. 7a, b). podczas skręcania drutów mosiężnych zasypywany jest proszek topnika, który znajduje się w środku między poszczególnymi drutami. ilość topnika w spoiwie „drilldraht” jest jednak niewystarczająca do poprawnego procesu lutowania. dlatego użycie topnika lotnego całkowicie uzupełnia oddziaływanie topnika w postaci tradycyjnej. topnik lotny doskonale może służyć jako osłona powierzchni elementu lutowanego, obok powstającego złącza. przed właściwym lutowaniem można skierować płomień gazowy na sąsiednie powierzchnie elementów, które są również nagrzewane i utleniane w procesie lutowania. pokrywają się wtedy cienką warstwą topnika i są skutecznie chronione przed dalszym utlenianiem. topniki lotne stosowane są często w technologiach lutowania wymienników ciepła. połączenia rur miedzianych przedstawiono na rysunku 8 [6]. tego rodzaju połączenia miedziane wykonuje się zwykle samotopnikującymi lutami miedziano-fosforowymi l–cup6 lub l–cup6sn. rolę topnika spełnia fosfor zawarty w lucie, jednak dodatkowo użyto topnika lotnego dla ochrony sąsiednich obszarów lutowania przed utlenianiem. na rysunku 9 widoczne są rury stalowe dla konstrukcji nośnej krzesła, polutowane za pomocą topnika lotnego [16]. zwraca uwagę jasna, nieutleniona powierzchnia rur stalowych w sąsiedztwie złącza lutowanego. topnik lotny może być również dodatkowym wspomaganiem dla topnika w postaci proszku lub pasty wcześniej naniesionego na elementy lutowane. szczególnie daje się zauważyć znacznie czystszą i jaśniejszą powierzchnię złącza obok lutowiny w porównaniu z klasycznym topnikiem. zmniejsza to znacznie pracochłonność zabiegów dodatkowych i ułatwia czyszczenie złączy lutowanych. rys. 7. konstrukcja i przekrój spoiwa mosiężnego „drilldraht” (a, b) b)a) rys. 8. miedziane połączenia lutowane w wymienniku ciepła, wykonane za pomocą topnika lotnego obszar chroniony topnikiem lotnym rys. 9. połączenie lutowane w stalowej konstrukcji nośnej krzesła wykonane przy użyciu topnika lotnego rys. 5. ograniczone wnikanie: a, b – kapilarne lutu mosiężnego w szczelinie klinowej między rurką a kolektorem grzejnika stalowego, c – widok złącza od wewnątrz a) b) c) rys. 6. lutospawanie stalowej rury ocynkowanej: 1 – palnik gazowy, 2 – utleniający płomień gazowy z topnikiem lotnym, 3 – lut drilldraht, 4 – stalowe rury ocynkowane, 5 – lutospoina przegląd spawalnictwa 2–3/200732 warunki bhp dotyczące stosowania topników lotnych należy zwrócić szczególną uwagę na szczelność całej instalacji, w której znajduje się topnik lotny. jest on agresywny, o dużej aktywności chemicznej, a składniki aktywne znajdują się często w mieszaninie z alkoholem metylowym (metanolem). alkohol metylowy (ch3oh) w postaci bezbarwnej cieczy, intensywnie parującej, jest silną trucizną o charakterystycznym zapachu. występuje ryzyko poważnych uszkodzeń wzroku. spożycie 8–14 g metanolu powoduje ślepotę, wypicie 50 ml tego alkoholu powoduje śmierć. największe dopuszczalne stężenie w powietrzu nds dla alkoholu metylowego wynosi 100 mg/m3 [17]. według rozporządzenia ministra zdrowia z dnia 2 września 2003 roku (dz. u. nr 199, poz. 1948) alkohol metylowy zaliczany jest do substancji niebezpiecznych. stąd na użytkowników topników lotnych z alkoholem metylowym nałożony jest obowiązek prowadzenia ewidencji rozchodu tych środków, zgodnie z rozporządzeniem ministra gospodarki i pracy z dnia 5 lipca 2004 roku (paragraf 2, ustęp 8). przykładowo w topniku lotnym flux s zawar tość metanolu wynosi 27–30 % [7]. gęstość par topników lotnych jest ok. 3 razy większa od gęstości powietrza, stąd występuje tendencja do ich osiadania w dolnych par tiach przy ziemi i zalegania w różnego rodzaju zagłębieniach. topniki lotne stanowią materiały wysoce łatwopalne. temperatura samozapłonu alkoholu metylowego wynosi ponad 400oc. działają one toksycznie na drogi oddechowe i drażniąco na błony śluzowe, bardzo łatwo wchłaniają się przez skórę i drogi pokarmowe. oddziaływanie topników lotnych na skórę powoduje powstanie jaskrawo czerwonej wysypki. po spożyciu występują ostre zatrucia, silne wymioty, biegunka, a także bóle brzucha, wątroby i nerek. ich spożycie grozi nieodwracalnymi zmianami w organizmie. topniki lotne należy magazynować w szczelnych opakowaniach i dobrze wentylowanych pomieszczeniach. opakowania lotnych topników wykonuje się z polietylenu, białej blachy, względnie ze stali nierdzewnej jako zbiorniki wymienne. przelewanie topnika do dozownika najlepiej wykonywać za pomocą układów zamkniętych [16, 18]. na rynku krajowym pojawiły się topniki lotne eurotop 70 [9], w których alkohol metylowy został zastąpiony acetonem. aceton (c3h6o) jest najprostszym związkiem chemicznym z grupy ketonów. jest mniej toksyczny aniżeli alkohol metylowy. war tość najwyższego dopuszczalnego stężenia nds dla acetonu w powietrzu wynosi 600 mg/m3 i jest 6-krotnie większa w porównaniu z alkoholem metylowym [17]. aceton jest również łatwopalny i drażniący, pary acetonu mogą wywoływać zawroty głowy i uczucie senności. topnik lotny eurotop 70 zaliczany jest do grupy topnikowej fh 21, wg pn en 1045, stanowi on mieszaninę estru trimetylu boranu (60–75%) oraz acetonu (25–40%). temperatura wrzenia topnika wynosi 55–68oc, a zapłon (aceton) zachodzi w temperaturze 535ºc. gęstość topnika wynosi 0,88–0,90 g/cm3, jest on łatwo rozpuszczalny w wodzie. zużycie topnika lotnego eurotop 70 jest stosunkowo niewielkie i wynosi 0,086 dm3/h. dotyczy to ręcznego lutowania przy wielkości dyszy palnika 2–4, zużyciu acetylenu 0,19 m3/h i tlenu 0,228 m3/h oraz przy ciśnieniu roboczym acetylenu 0,5 bar i ciśnieniu tlenu 2,0 bar [18]. przewody gumowe należy kontrolować zgodnie z rozporządzeniem ministra gospodarki z dnia 27 kwietnia 2000 roku w sprawie bhp przy pracach spawalniczych. zgodnie z paragrafem 22 tego rozporządzenia powinno się kontrolować szczelność i wytrzymałość eksploatowanych przewodów przynajmniej raz na kwartał. w przypadku topników lotnych jakość przewodów na gaz palny powinno się kontrolować jeszcze częściej. wytyczne dotyczące kontroli przewodów gumowych zostały opracowane przez instytut spawalnictwa w gliwicach [19]. topniki lotne reagują agresywnie z materiałem przewodu gumowego, którym przesyłany jest gaz palny. związki boru charakteryzują się silnymi właściwościami penetrującymi, o czym świadczy przechodzenie ich przez całą grubość przewodu na jego zewnętrzną powierzchnię i pokrycie go białym osadem, śliskim w dotyku. na rysunkach 10 a, b oraz 11 a, b pokazano zużyte, standardowe przewody gumowe, pochodzące od dwóch różnych producentów krajowych, po okresie 3-miesięcznej eksploatacji (po 16 h dziennie). podawanie topnika lotnego, o zawar tości 70% składnika aktywnego i wodoru jako gazu palnego, występowało w automacie przeznaczonym do lutowania stalowych grzejników łazienkobia!e osady – zwi"zki boru b) a) rys. 10. przewody gumowe o ozn. „3” po 3-miesięcznej eksploatacji z topnikiem lotnym o zawartości 70% składnika aktywnego, od jednego producenta (a, b) przegląd spawalnictwa 2–3/2007 33 b) a) rys. 11. przewody gumowe o ozn. „4” po 3-miesięcznej eksploatacji z topnikiem lotnym o zawartości 70% składnika aktywnego, od drugiego producenta (a, b) wych. powierzchnia tych przewodów jest porowata i popękana. materiał gumowy wykazuje oznaki kruchości, co powoduje niebezpieczeństwo uszkodzenia przewodów i wydostania się topnika lotnego wraz z gazem palnym na zewnątrz. widoczne są białe osady związków boru zarówno na zewnątrz przewodów jak i na wewnętrznej powierzchni. takie przewody gumowe są niebezpieczne w użyciu. już po miesiącu eksploatacji, najpóźniej po trzech miesiącach, należy je wymieniać na nowe. na potrzeby przepływu topników lotnych powinno się stosować przewody gumowe odporne na ich agresywne oddziaływanie. pr zewody, które są pr zeznaczone do tego celu, mają wewnętrzną warstwę wykonaną z poliamidu, odpornego na oddziaływanie topników lotnych z gazem palnym [9]. wewnętrzna wkładka poliamidowa jest gładka, szczelna, utrudnia osadzanie się związków boru i uniemożliwia przechodzenie ich na zewnątrz przewodu. jest to widoczne po okresie 6miesięcznej eksploatacji w analogicznych warunkach jak wyżej (rys.12 a, b). ich zewnętrzne powierzchnie nie wykazują śladów związków boru, przewody są w dalszym ciągu elastyczne, pracują one w dalszym ciągu, czas eksploatacji przekroczył już 10 miesięcy. ciśnienie robocze przewodów jest przewidziane na 20 bar, pękają przy ciśnieniu 80 bar. rys. 12. przewody gumowe z wkładką poliamidową [9] po 6-miesięcznej eksploatacji z topnikiem lotnym o zawartości 70% składnika aktywnego (a, b) a) b) podsumowanie topniki lotne są coraz chętniej stosowane w procesach lutowania twardego. producenci powinni jednak zwrócić uwagę na właściwości i warunki stosowania topników lotnych: działanie topnika lotnego wynika z oddziaływania płomienia nasyconego związkami boru i stąd topniki lotne umożliwiają tylko ograniczone zasysanie kapilarne lutów w szczelinach lutowniczych, topniki lotne charakteryzują się wysoką temperaturą aktywności w zakresie 750÷950oc. stąd ich zastosowanie dotyczy przede wszystkim lutowania twardego oraz lutospawania stali czarnych i ocynkowanych przy użyciu lutów mosiężnych i z „nowego srebra” (cu-zn-ni), topniki lotne stanowią uzupełnienie i wspomaganie tradycyjnych topników w postaci proszku czy też pasty, ale w ograniczonym zakresie dotyczącym zwykle wyższego zakresu temperatur lutowania twardego, pozostałości topnika lotnego po lutowaniu stanowią cienką warstwę i są łatwe do usunięcia przez spłukanie wodą, topnik lotny eurotop 70 nie zawiera trującego alkoholu metylowego, zastąpiono go acetonem. dalsza poprawa warunków bhp wynika ze stosowania przewodów gumowych na gaz palny z wewnętrzną wkładką poliamidową, odporną na agresywne działanie topników lotnych [9]. • • • • • przegląd spawalnictwa 2–3/200734 literatura [1] kuzio t., oborski w., pupar p., winiowski a.: nowoczesne urządzenia i materiały do lutowania, biuletyn instytutu spawalnictwa nr 5/1997. [2] mirski z., bulica a.: topniki lotne – właściwości i zastosowanie w instalacjach rurowych, polski instalator, nr 1/2005. [3] nowacki j., chudziński m., zmitrowicz p.: lutowanie w budowie maszyn, wnt, warszawa 2007. [4] firinit gmbh: hartlöten mit dem firinit – flux – verfahren, materiały firmowe, langenhagen 2004. [5] instytut spawalnictwa: karta techniczna dozownika topnika lotnego do twardego lutowania płomieniowego, gliwice 2006. [6] poch gliwice: karta techniczna topnika lotnego lotop, gliwice 2006. [7] firinit gmbh: karta techniczna topnika flux s, materiały firmowe, langenhagen 2004. [8] radomski t., ciszewski a.: lutowanie, wnt, warszawa 1985. [9] euromat sp. z o. o.: katalog materiałów lutowniczych „kolorowy świat lutów”, wrocław 2006. [10] tig. a. matic gmbh: urządzenia do dozowania lotnego topnika, altenkirchen 2000. [11] mirski z., granat k.: lutowanie twarde stalowych grzejników łazienkowych, przegląd spawalnictwa, nr 8-9/2004. [12] mirski z., granat k.: wpływ czynników technologicznych w lutospawaniu płomieniowym na jakość złączy stalowych rur ocynkowanych, biuletyn instytutu spawalnictwa, nr 2/2006. [13] drążkiewicz j.: cynk zabroniony, magazyn instalatora, nr 1/2003. [14] castolin sp. z o. o.: technologia lutospawania rur ocynkowanych, gliwice, luty 2001. [15] chemet gmbh: lote und flussmittel, lieferprogramm, wirges 2003. [16] ditz r.: wie funktioniert es – löten mit gasförmigem flussmittel, der praktiker, nr 1–2/2005. [17] augustyńska d., pośniak m.: czynniki szkodliwe w środowisku pracy. wartości dopuszczalne, centralny instytut ochrony pracy, wyd. ciop – pib, warszawa 2005. [18] everwand & fell löttechnik gmbh: das ecoflux-system (www.everwand.de). [19] mrowiec j.: eksploatacja i sprawdzanie gumowych węży spawalniczych, wytyczne w – 05/is – 88, wyd. instytut spawalnictwa, gliwice 2005. cel konferencji prezentacja post pów w obszarze nowych materiałów, nowych technologii i organizacji spajania, analiza mo liwo ci zastosowa nowych materiałów, i technologii spajania w przemy le okr towym, i maszynowym, wymiana pogl dów nt. kierunków dalszych bada w tym obszarze. tematyka konferencji nowe techniki spajania, ci cia powłok spawalniczych, metalurgia, metaloznawstwo i modelowanie procesów spajania, metody bada struktury, i wła ciwo ci zł czy, charakterystyki urz dze , sprz tu i materiałów, automatyzacja, i robotyzacja procesów spajania, klejenie stopów metali, i spawanie tworzyw polimerowych, szkolenia, przepisy, i normalizacja miejsce konferencji hotel campanile szczecin i politechnika szczeci ska komitet organizacyjny jerzy nowacki – przewodnicz cy, zbigniew szefner – sekretarz, wojciech gendek, michał kawiak, ryszard pakos, adam sajek, marek saperski imprezy towarzysz ce vi szczeci skie seminarium spawalnicze, wystawy i pokazy, spotkania towarzyskie, wycieczki sekretariat konferencji dr in . zbigniew szefner, politechnika szczeci ska, instytut in zakład spawalnictwa, politechnika szczecińska zachodniopomorska sekcja spawalnicza simp zapraszają do udziału w 49 krajowej konferencji spawalniczej „nowe materiały i technologie w spajaniu” szczecin, 04–07 września 2007 ynierii materiałowej, 70-310 szczecin, al. piastów 19, tel. 091-449-42-41; strona www konferencji: http://www.nowemat.ps.pl; e-mail konferencji:: nowemat@ps.pl; strona www zakładu spawalnictwa ps: http://www.z-spaw.ps.pl 201206_pspaw.pdf 47przegląd spawalnictwa 6/2012 anna pocica produkcja narzędzi skrawających metodami spawalniczymi do 1938 r. (z teki jacka lassocińskiego) tools for machining manufacturing with the use of welding  methods before 1938 (from jacek lassocinski’s portfolio)  dr inż. anna pocica – politechnika opolska. streszczenie w artykule przedstawiono zagadnienia związane z wykonywaniem noży tokarskich na początku xx w. omówiono zastosowanie metod metalurgicznych i spawalniczych do uzyskania odpowiedniej trwałości narzędzia przy najkorzystniejszych warunkach ekonomicznych procesu. abstract the paper presents the issues of tools for machining manufacturing in the early twentieth century. moreover, it describes the use of metallurgical and welding methods to achieve a longer tool life at the most favorable economic conditions of the process. wstęp spawanie na początku xx w., coraz powszechniej stosowane w przemyśle maszynowym, zaczęło wywierać znaczący wpływ na konstrukcję części maszyn oraz narzędzi do obróbki metali. narzędzia specjalne – wiertła, sprawdziany, frezy, noże tokarskie i strugarskie produkowano w specjalistycznych fabrykach, natomiast proste noże były wytwarzane przez tokarzy i strugaczy w narzędziowniach [1]. rozwiązanie to było nieopłacalne, gdyż przestój maszyny spowodowany tym, że robotnik był zajęty wytwarzaniem narzędzia, kosztował 3 ruble/h, podczas gdy godzina pracy robotnika tylko 30 kopiejek [1]. kształt noża – „rydła” został określony po długich, trwających 26 lat badaniach, prowadzonych w usa przez taylora (rys. 1). stwierdził on, że na sprawność obróbki wpływają cztery kąty: γ – kąt odchylenia, δ – kąt skrawania, φ – kąt odchylenia podłużnego, ψ – kąt odchylenia poprzecznego. dla żelaza i stali kąty te powinny wynosić: γ = 6o, δ = 68o, φ = 8o, ψ = 14o. określenie tak dokładnych kątów było trudne, do tego dochodziły problemy z hartowaniem stali szybkotnącej, z której wykonywano noże. niemniej na terenie polski system powierzania wyrobu narzędzi tokarzom był szeroko stosowany. noże tokarskie i strugarskie wykonywano trzema metodami. pierwszy sposób wytwarzania polegał na wykonaniu całego noża ze stali szybkotnącej. zaletą takich noży była ich trwałość, najlepsze możliwe przewodnictwo cieplne, możliwość stosowania najwyższych prędkości skrawania, mniejsza strata materiału, natomiast wadą był znaczny koszt narzędzia. celem zabezpieczenia ciągłości produkcji tokarz potrzebował kilkudziesięciu noży gotowych do użytku. masa jednego noża wynosiła kilka funtów, 1 funt stali szybkotnącej kosztował ok. 2 rubli, co w sumie dawało kilkaset rubli na jednego tokarza. mało firm mogło sobie pozwolić na taki rys. 1. kształt noża tokarskiego wg taylora [1] fig. 1. turning tool shape acc. to taylor [1] 48 przegląd spawalnictwa 6/2012 wydatek, w związku z czym zastosowano tzw. oprawki lub uchwyty do noży (drugi sposób wytwarzania noży). zaletą tego rozwiązania było ograniczenie obróbki stali szybkotnącej do hartowania i szlifowania, bez jej przekuwania, oraz mała ilość stali potrzebna do zaopatrzenia warsztatu, wadą natomiast złe przewodnictwo cieplne, nie dość sztywne osadzenie części skrawającej, powodujące możliwość wystąpienia drgań, a także znaczny koszt oprawek, wynoszący ok. 10 rubli za sztukę [1]. trzeci sposób, najbardziej rozpowszechniony, polegał na lutowaniu lub zgrzewaniu płytki ze stali szybkotnącej z trzonkiem ze stali węglowej. czynności początkowe w obu przypadkach były takie same. pręt ze stali maszynowej, o stosunku wysokości do grubości 3:2 nacinano w miejscu, w którym miał być nakładany element ze stali szybkotnącej. powierzchnie styku przed zabiegiem były starannie oczyszczone. w przypadku lutowania element ze stali szybkotnącej był przywiązany dwoma drutami do trzonka, a pod drut, w miejscu styku, wkładano cienką blaszkę miedzianą, wszystko posypywano białym, czystym, drobno sproszkowanym boraksem i wsuwano do pieca. początkowo, do temperatury 850÷900oc, nagrzewanie prowadzono wolno, następnie do temperatury 1100 ÷1200oc bardzo szybko, w przeciągu niespełna minuty. roztopiona miedź zapełniała przestrzeń między lutowanymi materiałami. po rozpłynięciu się miedzi szybko usuwano nóż z ognia i przedmuchiwano go sprężonym zimnym powietrzem, unikając chłodzenia krawędzi tnącej [1]. zgrzewanie było procesem trudniejszym. element nakładany i trzonek nagrzewano oddzielnie, przy czym szybkość nagrzewania była taka sama jak przy lutowaniu, tzn. wolno do temperatury ok. 900oc i szybko do ok. 1200oc. gdy temperatura elementów była taka sama, posypywano koniec trzonka opiłkami stalowymi zmieszanymi z palonym boraksem, kładziono na kowadle, przykładano element ze stali szybkotnącej i uderzano młotem. trudnością tej metody była konieczność uzyskania połączenia przy jednym uderzeniu, gdyż następne nie mogły już połączyć części, a mogły doprowadzić do pęknięcia elementu ze stali szybkotnącej [1]. z powodu trudności wykonania, zgrzewanie stosowano tylko do wytwarzania dużych ilości noży, dzięki czemu pracownicy nabierali znacznej wprawy i nie niszczyli materiału. nagrzewanie przed spajaniem prowadzono w ogniskach kowalskich, z dość silnym strumieniem powietrza, w piecach opalanych ropą lub innym płynem łatwopalnym, a także w piecach gazowych. ogniska kowalskie głębokie były lepsze od płytkich, opalanie koksem lepsze od opalania węglem koksującym, jednak zawsze trudno było utrzymać przez dłuższy czas temperaturę potrzebną do obróbki stali szybkotnącej, co nie było trudne w piecach opalanych ropą. najlepsze efekty osiągano w piecach gazowych, w których temperaturę regulowano zmianą dopływu gazu i powietrza (rys. 2). spajanie jako metoda wytwarzania noży miało wiele zalet, m.in.: niską cenę, dość dobre przewodnictwo cieplne, sztywne osadzenie spajanego elementu, możliwość ponownego użycia trzonka po zużyciu końcówki ze stali szybkotnącej. trudności przy wytwarzaniu, mniejsza dopuszczalna prędkość skrawania niż przy nożu litym, marnowanie znacznej ilości materiału, duże zużycie kamieni szlifierskich, to główne wady tej metody [1]. w latach dwudziestych ub.w. noże produkowano przez wytworzenie nakładek na stali węglowej elektrodą ze stali szybkotnącej, napawając elektrycznie prądem 140÷160 a, przy napięciu 28 v. grubość uzyskanej warstwy (napoiny) wynosiła ok. 6 mm (1/4”). noże po napawaniu były poddawane hartowaniu [2]. napawanie gotowych płytek ze stali narzędziowej było utrudnione ze względu na problemy ze zmontowaniem płytki z trzonkiem. dopiero zgrzewanie elektryczne umożliwiło uzyskanie prawidłowego połączenia. w zakładach siemens schuckert skonstruowano specjalną maszynę umożliwiającą zgrzanie 30 noży na godzinę [3]. do wytwarzania noży tokarskich stosowano również stopy stellitowe, natapiane płomieniem acetylenowym na trzon narzędzia lub lutowane lutem niklowym, zawierającym 25% lub 50% ni [4]. w 1926 r. w zakładach kruppa zakończono badania stopu o handlowej nazwie widia (widja – wie diamant), co było początkiem rozwoju bardzo twardych materiałów, stosowanych na narzędzia skrawające [5]. głównymi składnikami tych stopów były węgliki wolframu, tantalu, tytanu i molibdenu w osnowie kobaltu lub niklu [8]. płytki, stanowiące ostrze narzędzi skrawających, wykonywano przez prasowanie proszku węglików w wysokiej temperaturze [4]. ostateczne utwardzenie uzyskiwano, podgrzewając elementy do ok. 1500oc [8]. tak uzyskane płytki łączono z trzonkami narzędzi metodami przypawania lub lutowania. przypawanie nie dawało oczekiwanych rezultatów, gdyż utworzona warstwa spoiwa, o grubości ok. 1 mm, była porowata i elastyczna. płytka przymocowana była niepewnie i mogła odpaść w przypadku uderzenia [5]. dlatego lutowanie stało się technologią dominującą. rys. 2. piec gazowy do nagrzewania elementów do kucia, lutowania i hartowania [1] fig. 2. gas furnace for elements heating for forging, soldering and hardening [1] 49przegląd spawalnictwa 6/2012 trzonki noży były wykonywane z wyżarzonej stali węglowej lub niklowej [5]. miejsca trzonka, w którym miała być nakładana płytka, jak i sama nakładka, były frezowane lub szlifowane oraz oczyszczane, tak by powierzchnie dobrze do siebie przylegały. trzon był nagrzewany w piecu do temperatury ok. 800oc, po czym posypywany boraksem w miejscu przyłożenia ostrza. po stopieniu boraksu trzon oczyszczano z zendry, następnie nakładano ostrze i lut w postaci pręta, wiórów lub kawałka drutu z miedzi elektrolitycznej. tak przygotowany trzon wkładano do pieca o temperaturze ok. 1100oc. proces prowadzono w atmosferze redukującej, by nie dopuścić do odwęglenia płytki [10]. po roztopieniu miedź wpływała pod płytę, tworząc lutowinę. po wyjęciu trzonu z pieca ręcznie dociskano płytkę małym stemplem aż do uzyskania złącza, po czym umieszczano nóż w skrzynce ze sproszkowanym węglem drzewnym, zabezpieczając ją przed szybkim stygnięciem i działaniem tlenu z powietrza [8, 10]. czysta miedź, stosowana do lutowania, została z czasem zastąpiona lutami o bardziej złożonym składzie chemicznym. stosowano luty zawierające fe2o3, cu2o, boraks, łatwo topliwe szkło drobno mielone [11] lub lutowie będące mieszaniną 12% boraksu, 20% pięćdziesięcioprocentowego żelazokrzemu i 68% osiemdziesięcioprocentowego żelazomanganu, do uzyskanej mieszaniny dodawano 25% czystych opiłków ze stali szybkotnącej. tak przygotowany lut był stosowany do lutowania stali szybkotnącej ze stalą węglową, o składzie 0,5÷0,63% c, 0,60÷0,90% mn, maks. 0,04% p i min. 0,15% si [6]. technologia lutowania polegała na naniesieniu warstwy lutu, grubości 1,5 mm, na powierzchnię trzonka w miejscu łączenia, nałożeniu nakładki, ponownym naniesieniu lutu na nakładkę i nagrzaniu całości w piecu do temperatury 840÷870oc. po wyjęciu z pieca nakładkę mocno dociskano do trzonka i ponownie umieszczano nóż w piecu, nagrzewając go szybko do temperatury 1230÷1290oc. w wyniku nagrzewania następowało nadtapianie nakładki oraz trzonka w miejscu ich zetknięcia. nagrzany nóż był następnie umieszczany w prasie w celu wyciśnięcia żużla z miejsca zetknięcia i po wyjęciu z prasy chłodzony strumieniem powietrza do temperatury otoczenia. ponownie nagrzewano nóż w kąpieli solnej o temperaturze 593÷620oc, czas nagrzewania wynosił ok. 1 h/1” przekroju. po wyjęciu z kąpieli narzędzie chłodzono w powietrzu [6] dłuższy czas pracy zapewniały noże wytworzane metodą napawania stali szybkotnącej na trzonki ze stali węglowych i chromowoniklowych [7]. stal napawana zawierała 0,6% c, 18,8% w, 5,06% cr, 0,2% v i 0,35% mo.napawanie prowadzono aparatem arcatom, dającym strumień wodoru atomowego, dzięki przepuszczaniu wodoru cząsteczkowego przez łuk elektryczny, powstający między dwoma elektrodami wolframowymi – metoda langmuira (rys. 3, 4) [7, 14]. atomy wodoru oddają pobrane ciepło powierzchni spawanej, łącząc się ponownie w cząsteczki h2. dzięki temu przy spawaniu uzyskiwano temperaturę przekraczającą 4000oc [13]. w metodzie tej spawany materiał był chroniony przed wpływem tlenu i azotu z powietrza, materiał nie był włączony w obwód prądu, gdyż łuk był niezależny, a spalający się wodór podgrzewał miejsce spawania, co zapobiegało zbyt szybkiemu stygnięciu złącza [13]. metodę tę stosowano do wytwarzania [7], a także naprawy uszkodzonych narzędzi [13]. umożliwiała ona spawanie bez większych trudności stali niklowej zawierającej do 85% ni, molibdenowej do 20% mo, kobaltowej do 35% co, chromowej do 35% cr, manganowej do 15% mn i wolframowej do 22% w [13]. po napawaniu narzędzia hartowano i odpuszczano, tak by uzyskać wytrzymałość 90÷100 mpa [7]. wysoka cena stali szybkotnących spowodowała, że zaczęto poszukiwać rozwiązań mających na celu stosowanie jak najmniejszych płytek o kształcie umożliwiającym najlepsze wykorzystanie materiału. w przypadku noży z płytką zgrzewaną tylko ok. 50% płytki jest wykorzystywane na właściwą pracę skrawania; wymiar płytki dobiera się raczej w celu dobrego połączenia z trzonkiem (rys. 5). idealnym rozwiązaniem jest takie, w którym płytka ma tak dobrane wymiary, by przy kolejnych ostrzeniach mogła być całkowicie zużyta (rys. 6). rys. 3. palnik do spawania płomieniem rozszczepionego wodoru [15] fig. 3. split hydrogen flame welding torch [15] rys. 4. metoda arcatom langmuira [14] fig. 4. arcatom langmuira metod [14] rys. 5. schemat zużywania się noża po zgrzewaniu kuziennym [9] fig. 5. scheme of the cutting edge wear after forging [9] rys. 6. schemat noża umożliwiającego całkowite wykorzystanie płytki [9] fig. 6. scheme of turning tool for full life use of insert [9] rys. 7. nóż do zdzierania z płytką spawaną [9] fig. 7. turning tool with insert assembled by welding [9] 50 przegląd spawalnictwa 6/2012 rozwiązanie zaproponowane w pracy [9] może być uważane za bliskie idealnego (rys. 7). płytka miała kształt równoległoboku i profil dobrany według jej prawdopodobnego zużycia podczas kolejnych ostrzeń. spawacz sczepiał ze sobą płytki i trzonki w odpowiednim szablonie (rys. 8), a następnie spawał łukiem elektrycznym, wypełniając naturalnie utworzone rowki. w produkcji seryjnej spawanie odbywało się w odpowiednim przyrządzie, w którym można było ułożyć 100 noży (rys. 9). spawacz najpierw wypełniał rowek 1 na wszystkich nożach, następnie odwracał przyrząd i wypełniał rowek 2 (rys. 8) [9]. przyrząd ten, oprócz zaoszczędzenia pracy przy przekręcaniu i mocowaniu noży, umożliwiał spawanie z przerwami, tj. cienkimi warstwami na wszystkich nożach, co zabezpieczało płytkę ze stali szybkotnącej przed zbytnim nagrzaniem i nadmiernymi naprężeniami wywołującymi pęknięcia. do spawania stosowano elektrody o średnicy 2 mm do wykonywania pierwszej warstwy i o średnicy 3 mm do warstw następnych [9]. wykonane noże po zgrubnym oczyszczeniu na szlifierce hartowano, nagrzewając je płomieniem acetylenowo-tlenowym i studzono w strumieniu powietrza. w praktyce jednocześnie nagrzewano więcej noży, co zdecydowanie skracało czas obróbki (rys. 10). koszt wyrobu jednego noża wynosił 1,16 zł i obejmował: materiały: płytka ze stali szybkotnącej 50 g 55 gr trzonek ze zużytego noża 5 gr elektrody 50 g 10 gr razem 70 gr robocizna: odcięcie z pręta 1 płytki 0,8 min odcięcie starej nakładki lub odcięcie z pręta nowego trzonka 1,8 min spawanie 1 noża 8,0 min hartowanie 1 noża 1,5 min czyszczenie zgrubne 1,0 min razem 13,1 min energia: prąd 0,4 kwh 6 gr acetylen 20 l 5 gr tlen 22 l 5 gr razem 16 gr licząc 1 godzinę robocizny po 1,4 zł i nie doliczając dodatkowych kosztów warsztatowych, łączny koszt wykonania 1 noża wynosił: materiały 70 gr robocizna 30 gr energia 16 gr razem 1,16 zł koszt materiału nakładanego, tj. stali szybkotnącej, stellitu lub węglików spiekanych spowodował dążenie do ograniczenia ilości stopów stosowanych na narzędzia. znaczne oszczędności materiałowe uzyskano, stosując zgrzewanie oporowe (w oryginale „spawanie stykowe”) płytki ze stali szybkotnącej z trzonkiem ze stali konstrukcyjnej [12]. do spawania używano specjalnych urządzeń o mniejszej mocy (rys. 11). moc urządzenia, w zależności od przekroju zgrzewanych elementów, przedstawiono w tablicy. im większa była moc urządzenia, a mniejszy przekrój łączonych części, tym szybciej następowało nagrzewanie. za mała moc powodowała wydłużenie procesu lub uniemożliwiała prawidłowe nagrzanie elementów. zgrzewanie małych przekrojów na urządzeniu o dużej mocy mogło prowadzić do wytapiania łączonych materiałów [12]. części zgrzewane mocowano w miedzianych szczękach urządzenia, chłodzonych wodą. szczęki te były włączone w obwód wtórny transformatora, którego uzwojenie pierwotne miało dwa obwody, pozwalające na rozbicie zabiegu na dwa etapy: podgrzewania i zgrzewania. jedna ze szczęk zgrzewarki była stała, a druga przesuwana za pomocą dźwigni lub koła rys. 8. szablon do sczepiania płytki z trzonkiem [9] fig. 8. template for insert with handle montage [9] rys. 9. przyrząd do spawania noży [9] fig. 9. instrument for turning tools welding [9] rys. 10. hartowanie noży płomieniem acetylenowym [9] fig. 10. hardening by acetylene flame of turning tools [9] rys. 11. schemat urządzenia do „spawania stykowego” ostrza narzędzi ze stali szybkotnącej do uchwytu ze stali konstrukcyjnej [12] fig. 11. scheme of the instrument to “contact welding” of insert made of high speed steel with holder made by structural steel [12] 51przegląd spawalnictwa 6/2012 o dużej średnicy. konstrukcja ta pozwalała na docisk części zgrzewanych podczas procesu. zabieg zgrzewania był wykonywany dwoma metodami: – zgrzewania oporowego, polegającego na zetknięciu części i przepuszczeniu prądu do momentu osiągnięcia temperatury topnienia i następnie silnym ich ściśnięciu, z równoczesnym wyłączeniem prądu; – zgrzewania iskrowego, podczas którego nagrzewano oporowo części do temperatury 900oc, a następnie odsuwano szczęki w celu wytworzenia łuku. nadtopione powierzchnie dociskano, równocześnie wyłączając prąd [11]. części wykonane obiema metodami studzono w gorącym popiele i wyżarzano w celu usunięcia naprężeń i zmiękczenia materiału. ze względu na wytopienie oraz ściśnięcie materiału przy zgrzewaniu stosowano części o nieco większej długości. koszt eksploatacji noży, uzyskanych metodą zgrzewania oparowego, był zdecydowanie niższy niż noży wytworzonych innymi metodami (rys. 12). jak widać, zastosowanie metod spawalniczych do wytwarzania narzędzi skrawających umożliwiło szybki rozwój przemysłu narzędziowego oraz pozwoliło znacznie obniżyć koszty obróbki maszynowej. tablica. optymalna moc urządzeń do „spawania stykowego” table. optimal power of devices for “contact welding” maksymalny przekrój, mm2 300 750 1500 2250 3000 moc, kva 10 25 50 75 100 rys. 12. koszt eksploatacji noża w zależności od konstrukcji [12]; i – koszt 1 mm długości roboczej noża pełnego wykonanego ze stali szybkotnącej i zużytego w 1/3 długości, ii – koszt narzędzia po spawaniu pozostałej końcówki do uchwytu ze stali konstrukcyjnej i ponownym przerobieniu na nóż, iii – koszt noża zgrzewanego w 1/3 długości ze stalą szybkotnącą fig. 12. turning tool operating cost depending on the design [12]; i – the cost of 1 mm working length of the tool made of high-speed steel and with the wear of 1/3 length, ii – the cost of the tool rest welding to the holder made by structural steel and it fabrication on the turning tool, iii – cost of turning tool welded in 1/3 of length of high-speed steel literatura [1] geisler e.: narzędzia warsztatowe. przegląd techniczny. t. ii, nr 29, 1914, s. 385-387. [2] instrukcja – elektrody ze stali szybkotnącej. mechanik, nr 2/1928, s. 59. [3] noże tokarskie z napawanymi płytkami ze stali narzędziowej. mechanik, nr 3/1928, s. 89-90. [4] wrażej w.: sprawozdanie z działu materiałów żelaznych. konferencja materiałoznawcza w berlinie. przegląd techniczny, nr 5/1928, s. 94-100. [5] stop widia i jego zastosowanie. mechanik, nr 3, 1930, s. 86. [6] lutowanie nakładek ze stali szybkotnącej do trzonków ze stali węglowej. mechanik, nr 3/1933, s. 66. [7] obrębski j.: o nożach tokarskich nadlewanych stalą szybkosprawną. mechanik, nr 10/1933, s. 204. [8] skuba w.: stop „widja” w zastosowaniu do narzędzi. mechanik, nr 2/1934, s. 24-28. [9] biernacki j.: wyrób noży nakładanych za pomocą spawania łukiem elektrycznym i hartowania płomieniem acetylenowym. przegląd mechaniczny, nr 15-16/1936, s. 572-574. [10] dworski j.: wytwarzanie noży z płytkami ze stopów twardych. mechanik, z. iv, 1938, s. 99-105. [11] dworski j.: wytwarzanie noży nakładanych stalą szybkotnącą. mechanik, z. 6, 1938, s. 178-183. [12] pietrykiewicz t., hayto z.: spawanie stykowe narzędzi. przegląd mechaniczny, nr 13-14/1939, s. 486-491. [13] goleniewicz j.: o spawaniu stali stopowych przy naprawie narzędzi. przegląd techniczny, nr 1/1934, s. 19-22. [14] dobrowolski z.: podręcznik spawania. wnt, warszawa 1972. [15] nowe zdobycze w dziedzinie spawania elektrycznego. przegląd techniczny, nr 23/1926, s. 359-360. w następnym numerze tomasz kozak odporność na zimne pękanie złączy spawanych ze stali p460nl1 anna pocica spawanie w przemyśle włókienniczym w trzeciej dekadzie xx wieku (z teki jacka lassocińskiego) anthony b. murphy wpływ oparów metalicznych na spawanie łukowe, część 2: obliczanie ps 001 2016 www.pdf 118 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 ocena wiarygodności badania densytometrycznego evaluation of credibility test densitometry dr hab. inż maciej matuszewski; mgr inż. mirosława wiśniewska – uniwersytet technologiczno-przyrodniczy w bydgoszczy. autor korespondencyjny/corresponding author: matus@utp.edu.pl streszczenie w pracy dokonano oceny wiarygodności badania densytometrycznego do określenia wysokości wad spoiny. dokonano pomiarów gęstości optycznej obrazów i przeprowadzono niezbędne obliczenia wynikające z obowiązującej normy. wykazano dużą niejednoznaczność wyników i obliczeń. na podstawie analizy, z uwagi na dużą rozbieżność wyników, wykazano jak ważne jest właściwe planowanie badań nieniszczących w kontroli jakości złączy spawanych oraz postępowanie w tych badaniach. słowa kluczowe: badania radiograficzne; badania densytometryczne; wiarygodność badań abstract in this paper assesses the credibility of densitometry to determine the amount of defects in the weld. measurements were made of optical density images and the necessary calculations were performed under the applicable standard. demonstrated great ambiguity of the results and calculations. based on the analysis, due to the large discrepancy results demonstrated the importance of proper planning nondestructive testing quality control of welded joints and procedure in these studies. keywords: radiographic testing; densitometry testing; credibility test wstęp wszelkiego rodzaju konstrukcje stalowe bardzo często są wykonywane i montowane technikami spawalniczymi, dlatego jakość wykonania spoin ma duże znaczenie. uszkodzenia złączy spawanych wiążą się z wielkością i rodzajem naprężeń, własnościami materiałów oraz z wymiarami niezgodności spawalniczych. ocenę jakości spoiny można dokonać metodami niszczącymi oraz nieniszczącymi. oczywistym jest, że w warunkach wytwarzania i eksploatacji dąży się do stosowania metod nieniszczących. metodami tymi można określać tylko przybliżone wymiary geometryczne niezgodności spawalniczych. jednak dzięki takiemu działaniu zabezpieczamy konstrukcję przed niespodziewanym uszkodzeniem złącza zapoczątkowanym od wad w spoinie. obecność niezgodności w złączach nie jest rzeczą niezwykłą, o ile ich rodzaj i wielkość nie zagrażają bezpieczeństwu konstrukcji. do wykrywania oraz określania niezgodności spawalniczych wykorzystuje się wiele różnych metod badań nieniszczących, np.: wizualne, penetracyjne, magnetyczno-proszkowe, radiograficzne, ultradźwiękowe, prądami wirowymi. w zależności od odpowiedzialności i klasy konstrukcji dobiera się poszczególne metody defektoskopii. do oceny jakości złączy spawanych można przyjąć wybraną pojedynczą metodę lub ich zespół (kombinację) składający się z kilku, najczęściej dwóch niezależnych metod badań równolegle stosowanych [1÷3]. maciej matuszewski, mirosława wiśniewska przeglad welding technology review przy wyborze metod badań nieniszczących oraz poziomów (klas) badań, należy uwzględnić następujące czynniki [2÷6]: – metody spawania, – materiał podstawowy, materiał dodatkowy, stan jego obróbki, – rodzaj złącza i jego wymiary, – kształt elementu (dostępność, stan powierzchni, itp.), – poziomy jakości, – spodziewane rodzaje niezgodności spawalniczych i ich usytuowanie. za podstawowe metody badań nieniszczących – uznawane w normach i przepisach – przyjmuje się: badania radiograficzne (rt) i ultradźwiękowe (ut) [2,7,8]. powszechność stosowania badań radiograficznych wynika z możliwości jednoczesnego badania dużych powierzchni oraz z łatwości wykrywania wewnętrznych niezgodności. jednak istotnymi wadami tych badań są: duże koszty, zapewnienie dostępu z obu stron spoiny, istotny jest kierunek nieciągłości liniowych oraz wymagane są bardzo duże kwalifikacje personelu. wykryte wskazania nieciągłości w wyniku badań rt są ocenianie na zdjęciu radiograficznym według określonych kryteriów przez osoby posiadające odpowiednie uprawnienia [2,3,7,9]. jednym z badań radiograficznych jest badanie densytometryczne, które choć jest znormalizowane nie jest często stosowane w praktyce przemysłowej. w pracy 119przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 dokonano oceny wiarygodności tego badania dotyczącego określenia wysokości wad spoiny na podstawie gęstości optycznej obrazu. charakterystyka badań   densytometrycznych badania densytometryczne polegają na pomiarze gęstości optycznej, która jest miarą zaczernienia tła radiogramu (materiału rodzimego), obrazu wzorca defektometrycznego lub obrazu wady na radiogramie. gęstość optyczną mierzy się za pomocą densytometru, którego działanie polega na przepuszczeniu przez badaną próbkę wąskiej wiązki światła, która następnie przechodząc przez przetwornik energii świetlnej, stanowiący odbiornik fizyczny promieniowania (np. ogniwo fotoelektryczne lub termoelektryczne), zamieniana jest w energię elektryczną. stosunek prądów fotoelektrycznych w miejscu z próbką i bez próbki jest miarą gęstości optycznej [10,11]. badania oparte na pomiarze gęstości optycznej (densytometryczne) mają zastosowanie do określenia wysokości wad spoin. sposób postępowania określa norma [12]. badanie polega na porównaniu gęstości optycznej potencjalnej wady z gęstością optyczną odpowiedniego stopnia wzorca defektometrycznego (rys. 1). rys. 1. wzorzec defektometryczny schodkowo-rowkowy [12] fig. 1. pattern stepped-groove odchyłki grubości i głębokości wzorca powinny mieścić się w granicach ± 0,1 mm, a odchyłki dla pozostałych wymiarów ± 0,2 mm. powinien on być również wykonany z materiału podobnego do materiału złącza badanego. podczas przeprowadzania badań wzorzec należy położyć obok spoiny od strony źródła promieniowania w środku badanego odcinka spoiny. gęstość optyczną obrazu badanej wady porównuje się z gęstością optyczną odpowiedniego rowka naciętego w danym stopniu wzorca lub z gęstością optyczną tła. gdy gęstości optyczne są równe, to wysokość wady jest równa głębokości danego rowka. natomiast gdy gęstość optyczna obrazu wady jest odpowiednio równa lub większa od gęstości optycznej tła, to wysokość wady jest równa lub większa od wysokości nadlewu. dokładną wysokość wady można ocenić na podstawie wzoru [12]: (1) gdzie: h – wysokość wady (mm), d – grubość wzorca defektometrycznego w miejscu badanej gęstości optycznej (mm), a – wysokość nadlewu w okolicy wady w mm, dw – gęstość optyczna obrazu wady, dm – gęstość optyczna obrazu materiału rodzimego (tła), dd – gęstość optyczna obrazu wzorca o grubości d położonego na materiale rodzimym. jeżeli h > 0, to wynik jest wysokością wady – np. wycieku, natomiast jeżeli h < 0, to wynik jest głębokością wady – np. podtopienie, brak przetopu. ocena wiarygodności badań   densytometrycznych na podstawie   badań doświadczalnych ocenę wiarygodności badań densytometrycznych przeprowadzono dla dwóch złączy spawanych doczołowo wykonanych z blachy o grubości 10 mm ze stali s355j2+n (pn-en 10027-1:2007). brzegi elementów łączonych spoiną zostały ukosowane na v i spawane metodą tig (141 wg pn-en iso 4063:2011) przy użyciu drutu w 46 3 w4si1 (pn-en iso 636:2016-02) w osłonie 100% argonu (i1 wg pn-en iso 14175:2009). następnie wyfrezowano rowki (rys. 2) o określonej głębokości przy linii wtopienia w celu zasymulowania niezgodności spawalniczej – podtopienia o kontrolowanej stałej głębokości. dla jednego złącza głębokość dwóch rowków wynosiła 2±0,1 mm, a dla drugiego 2,5±0,1 mm. różne głębokości rowków posłużyły do weryfikacji oceny prawidłowości wyznaczenia wysokości zasymulowanej wady spoin (rowek) na podstawie badań densytometrycznych. rys. 2. wygląd złącza spawanego z wyfrezowanymi rowkami fig. 2. appearance of the welded joint with milled grooves w celu przeprowadzenia badań densytometrycznych i dokonania obliczenia na podstawie gęstości optycznej obrazu na radiogramie wysokości wady spoin symulowanej przez rowki, wykonano według normy wzorzec defektometryczny schodkowo-rowkowy przedstawiony na rysunku 3. rys. 3. fizyczna postać wzorca defektometrycznego schodkoworowkowego fig. 3. the physical form of the pattern stepped-groove 120 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 rys. 4. przygotowane złącze do badań radiograficznych fig. 4. prepared welded joint for radiographic tests natomiast na rysunku 4 przedstawiono złącze wraz z wzorcem przygotowane do badania radiograficznego. układ badania wg pn-en iso 17636-1 1 maksymalne napięcie [kv] 180 typ błony wg pn-en iso 17636-1 c4 grubość okładek [mm] 0,1 gęstość optyczna wg pn-en iso 17636-1 ≥2.3 wskaźnik iqi wg pn-en iso 17636-1 w 14 odległość źródło – obiekt [fmin] 208 odległość źródło – błona [sfd] 700 napięcie [kv] 160 natężenie [ma] 5,6 czas ekspozycji [s] 73 tablica i.  zestawienie parametrów ekspozycji na promieniowanie badanych złączy table i. summary of exposure to radiation surveyed welded joint do przeprowadzenia ekspozycji złączy użyto przemysłowego aparatu rtg eresco typ 42mf4 oraz błon c4/d5 (kodak industrex t200). w tablicy i zestawiono podstawowe parametry, przy których przeprowadzono ekspozycję na promieniowanie. pomiaru gęstości optycznej dokonano densytometrem wilnos typ lcd-51. oceny radiogramów (rys. 5) dokonano na negatoskopie kowolux typ x3eco (lmax=199,00 cd/m2, dmax=4,30). rys. 5. przykładowy radiogram badanego złącza fig. 5. exemplary radiograph research welded joint na przedstawionym radiogramie widoczne są ślady wykonanych rowków oraz wzorca defektometrycznego. w tablicy ii przedstawiono zestawienie wartości pomiarów densytometrycznych, wartości niezbędnych wielkości do wykonania obliczeń, wyliczonej wysokości symulowanej wady spoin wg normy [12] (głębokości rowka h) oraz względnych różnic w % (δh) między wyliczoną głębokością rowka a wartością nominalną. średnia wartość gęstości optycznej obrazu wzorca (dd) została wyznaczona z trzech pomiarów. z przedstawionych wyników: h, δh, można odczytać dużą rozbieżność między obliczoną głębokością rowka (wysokością wady) a wartością nominalną. jest to szczególnie widoczne przy procentowej różnicy względnej, rozbieżności sięgają prawie 45%. w celu pełniejszej interpretacji wyników i obliczeń na podstawie obliczonych wartości głębokości rowka (wysokości wady) opracowano wykresy (rys. 6), na których zilustrowano wspomniane rozbieżności obliczeń w stosunku do wartości nominalnej głębokości rowka. pomiar d   [mm] dm dw dd a [mm] h [mm] δh [%] r1 r2 r1 r2 r1 r2 r1 r2 r1 r2 r1 r2 1 4,5 3,26 4,25 3,95 5,08 1,96 2,41 0,5 0,7 2,888 2,73 44,4 9,2 2 3 3,26 4,25 3,95 5,08 2,56 2,74 0,5 0,7 2,399 2,349 19,95 6,04 3 1,5 3,26 4,25 3,95 5,08 2,17 3,21 0,5 0,7 1,979 1,897 1,05 24,12 4 3 3,26 4,25 3,95 5,08 2,21 2,56 0,5 0,7 2,471 2,664 23,55 6,56 5 2 3,26 4,25 3,95 5,08 2,45 3,14 0,5 0,7 2,204 2,195 10,2 12,2 6 1 3,26 4,25 3,95 5,08 2,70 3,52 0,5 0,7 1,732 1,837 13,4 26,52 7 1,5 3,26 4,25 3,95 5,08 2,61 3,20 0,5 0,7 2,092 2,486 4,6 0,56 8 1 3,26 4,25 3,95 5,08 2,81 3,02 0,5 0,7 2,033 2,15 1,65 14 9 0,5 3,26 4,25 3,95 5,08 2,96 3,75 0,5 0,7 1,65 1,93 17,5 22,8 tablica ii. wyniki pomiarów i obliczeń głębokości rowka symulującego wadę spawalniczą: r1 – rowek o głębokości 2 mm, r2 – rowek o głębokości 2,5 mm table ii. the results of measurements and calculations groove depth simulates welding defect: r1 – groove depth 2 mm, r2 – groove depth 2,5 mm 121przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 z wykresów również można zaobserwować dużą rozbieżność obliczonych wyników (głębokości rowka) w stosunku do nominalnego wymiaru, zarówno dla rowka o głębokości 2 mm jak i dla rowka o głębokości 2,5 mm. dla rowka o głębokości 2 mm, zakres rozrzut wyników, to aż 1,238 mm. natomiast dla rowka o głębokości 2,5 mm, zakres rozrzut wyników, to 0,893 mm. wpływ na tak dużą rozbieżność niewątpliwie ma dokładność wykonania wzorca defektometrycznego schodkowo-rowkowego oraz rowka. przeprowadzona ocena wiarygodności badania densytometrycznego, będącego badaniem radiograficznym wykazała dużą niejednoznaczność w określaniu głębokości rowka (wysokości wady spoiny). stosując tę metodę, należy zwrócić szczególną uwagę na dokładność wykonania wzorca defektometrycznego oraz na wymagania jakie dane złącze ma spełniać. jeśli wartości graniczne niezgodności spawalniczej dla danego złącza będą wyznaczały bardzo mały przedział, to będzie istniało ryzyko popełnienia błędu przy ocenie poziomu akceptacji złącza spawanego (pn-en iso 5817, pn-en iso 10675-1). na podstawie przeprowadzonej analizy wykazano również jak ważne jest właściwe planowanie badań nieniszczących w kontroli jakości złączy spawanych. potwierdzono, że w badaniach nieniszczących należy przyjąć zespół (kombinację) metod kontroli składający się z minimum dwóch niezależnych badań stosowanych równolegle. podsumowanie przeprowadzona ocena wiarygodności badania densytometrycznego wykazała dużą niejednoznaczność w określaniu wysokości wady spoiny (na przykładzie głębokości rowka). metoda ta, która jest jedną z metod radiograficznych, jest metodą badań zależną od wielu czynników. stosując tę metodę, należy zwrócić szczególną uwagę na dokładność wykonania wzorca defektometrycznego. ważnym czynnikiem jest również właściwa interpretacja radiogramu, co jest z kolei ściśle związane z odpowiednimi – bardzo dużymi – kwalifikacjami osób odpowiedzialnych za wykonywanie badań. bardzo istotnym elementem w badaniach jakości spoin jest przyjęcie określonych standardów postępowania w przyjmowaniu różnych metod badań nieniszczących i ich wykonywania. literatura [1] czuchryj j.: badania złączy spawanych według norm europejskich. systematyka i przyczyny powstawania wad w złączach spawanych, wyd. iii, biuro gamma, warszawa 2003. [2] czuchryj j.: kontrola jakości prac spawalniczych, wydawnictwo kabe, krosno 2002. [3] klimpel a.: kontrola i zapewnienie jakości w spawalnictwie, tom 1, wydawnictwo politechniki śląskiej, gliwice 1998. [4] gourd l. m.: podstawy technologii spawalniczych, wnt, warszawa 1997. [5] bęczkowski r.: analiza występowania niezgodności spawalniczych w podstawach wież wiatrowych, przegląd spawalnictwa, nr 5/2016, s. 93-96. [6] bęczkowski r., gucwa m.: plany jakości przy wytwarzaniu konstrukcji stalowych, przegląd spawalnictwa, nr 5/2015, s. 103-105. [7] brózda j., czuchryj j.: kontrola radiograficzna złączy spawanych. poradnik, biuro gamma, warszawa 2006. [8] mizerski j.: spawanie. wiadomości podstawowe, wydawnictwo rea, warszawa 2011. [9] wojas m.: potwierdzanie kompetencji personelu badań nieniszczących według standardów światowych, przegląd spawalnictwa, nr 12/2015, s. 35-40. [10] ferenc k. j.: spawalnictwo, wnt, warszawa 2007. [11] mistur i., czuchryj j.: metody spawania oraz sposoby oceny jakości złączy spawanych, wydawnictwo kabe, krosno 2005. [12] pn-87/m-69776: spawalnictwo, określanie wysokości wad spoin na podstawie gęstości optycznej obrazu na radiogramie. rys.  6. wykresy głębokości rowka: a) o wymiarze nominalnym 2 mm, b) o wymiarze nominalnym 2,5 mm; a – wartość z obliczeń, b – wartość nominalna fig. 6. exemplary radiograph research welded joint 150 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 podsumowanie w artykule przedstawiono możliwości binarnej analizy obrazu uzyskanego z tomografu ultradźwiękowego dla przebadanych elementów betonowych dostępnych jednostronnie przy pomocy programu wolfram mathematica. na podstawie „obróbki” uzyskanych z badań danych cyfrowych wykonano zobrazowania, które posłużyły do dalszej analizy. analiza taka daje większe możliwości dokładniejszej interpretacji otrzymanych wyników badań, między innymi poprzez zbudowanie histogramu w 3d, czyli przedstawienie danego obrazu w postaci funkcji jasności. należy podkreślić, że w pracy przedstawiono jedynie kilka z wielu możliwych operacji, jakich można dokonać przy użyciu programu wolfram mathematica do binarnej analizy obrazu z tomografii ultradźwiękowej i są one przyczynkiem do dalszych prac i rozwijania tego sposobu analizy wyników badań. literatura [1] schabowicz k., methodology for non-destructive identification of thickness of unilaterally accessible concrete elements by means of state-of-the art acoustic techniques, journal of civil engineering and management, 19 (3) (2013), pp. 325-334. [2] schabowicz k., modern acoustic techniques for testing concrete structures accessible from one side only, 15, 2015, pp. 1149-1159. [3] schabowicz k., ultrasonic tomography – the latest nondestructive technique for testing concrete members – desription, test methodology, application axample, archives of civil and mechanical engineering, 14, 2014, pp. 295-303. [4] schabowicz k., suvorov v.a., nondestructive testing of a bottom surface and construction of its profile by ultrasonic tomography, russian journal of nondestructive testing, 50, 2014, pp. 109-119. [5] tadeusiewicz r., korohoda p., komputerowa analiza i przetwarzanie obrazów, wydawnictwo politechniki wrocławskiej, 1990. [6] informacja ze strony www.acsys.ru [7] tomasz gorzelańczyk, krzysztof schabowicz: nieniszczące badania płyt włóknisto-cementowych metodą dielektryczną, przegląd spawalnictwa, 11/2014, s. 24-27. [8] jacek szelążek: próbki szklane grawerowane laserowo jako wzorce dwójłomności w badaniach ultradźwiękowych, przegląd spawalnictwa, 11/2014, s. 11-13. 201301_pspaw_fi87.pdf 12 przegląd spawalnictwa 1/2013 jolanta zimmerman dariusz golański omasz hmielewski władysław włosiński r inż olanta immerman dr a inż ari z ola ki dr inż oma z c mielew ki politechnika warszawska pro dr a inż łady ław ło i ki instytut maszyn przepływowych p n, warszawa. stre zczenie w pracy przedstawiono sposób modelowania naprężeń własnych powstałych w czasie procesów termicznego nakładania powłok i na podłoża l2o3 metodą elementów skończonych. modelowanie podzielono na dwa etapy: 1 rozwiązanie zagadnienia uderzenia pojedynczej cząstki w podłoże z wykorzystaniem programu m s ns sod n , 2 termomechaniczna, nieliniowa analiza do symulacji procesu natryskiwania przez tworzenie przyrastających podwarstw w czasie uaktualniana geometria aż do uzyskania powłoki o określonej grubości i schładzanie całości. obliczenia wykazały niższy poziom naprężeń własnych przy modelowaniu z przyrastającą powłoką w czasie w porównaniu z modelem jednowarstwowym. tract he paper presents the scheme of modeling of residual stresses generated during thermal spraying of metal coatings on ceramic substrates by using nite element method. he modeling was di ided into two parts: solution of a problem of a single particle impact into the substrate, and nonlinear, thermo-mechanical analysis of a process of coating growth in time increments with geometry upgrade and subse uent cooling of the produced coating-substrate system. he calculation of temperature eld and residual stresses in the de eloped model has been conducted for il2o3 system. he results showed lower residual stresses obtained by the created model comparing to a simple one layer model. t p metody nakładania termicznego są jednymi z najbardziej uniwersalnych technik nanoszenia materiałów powłokowych na materiał podłoża. możliwiają wytwarzanie zarówno warstw metalicznych, ceramicznych, jak i kompozytowych na podłożach metalicznych i ceramicznych. w procesach natryskiwania podgrzane lub zimne cząstki materiału powłokowego wyrzucane są z dużą prędkością w kierunku podłoża. derzenie rozpędzonych cząstek w pokrywaną powierzchnię powoduje ich deformację, tworzą się wtedy tzw. la e le, które „zakotwiczają się” w podłożu, formując warstwowo powłokę o określonej grubości 1 3 . w końcowym etapie procesu następuje schłodzenie podłoża wraz z utworzoną powłoką do temperatury otoczenia, co wywołuje kolejne naprężenia wynikłe z powodu różnic właściwości cieplnych, zycznych i mechanicznych materiałów powłoki i podłoża. stan naprężeń własnych w powłoce i podłożu ma istotny wpływ na ich wytrzymałość, odporność termiczną oraz trwałość zmęczeniową przy cyklicznie zmiennej temperaturze. elem pracy była budowa modelu obliczeniowego do oceny rozkładu i wartości naprężeń własnych powstałych w procesie termicznego nakładania powłok na podłoża oraz wyznaczenie tych rozkładów na przykładzie powłoki tytanowej naniesionej na podłożu ceramicznym l2o3. model obliczeniowy do analizy naprężeń własnych w układzie powłoka-podłoże podczas nanoszenia powłok metodami termicznymi numerical model for residual stress analysis in a coating-  -substrate system produced by thermal spraying methods 13przegląd spawalnictwa 1/2013 ałożenia do modelowania napr że wła nyc w powłokac nakładanyc termicznie proces natryskiwania termicznego składa się z fazy uderzenia cząstek w podłoże oraz powlekania podłoża. modelowanie stanu naprężeń podzielono więc na dwa etapy. pierwszy to rozwiązanie zagadnienia uderzenia pojedynczej cząstki w podłoże, z którego pewne wielkości zostaną wprowadzone jako warunki początkowe do drugiego etapu nieliniowej, sprzężonej, termomechanicznej analizy tworzenia przyrastających kolejnych warstw w zadanych odstępstwach czasu wynikających z warunków procesów aż do uzyskania powłoki o określonej grubości oraz następnego schładzania powstałego układu powłoka podłoże. w procesie budowy modelu obliczeniowego przyjęto następujące założenia: proces osadzania cząstki składa się z uderzenia i powlekania. zas krzepnięcia kropli jest o dwa rzędy wyższy niż czas deformacji 4 , czyli krzepnięcie następuje po deformacji ciekłej kropli i proces ten jest niezależny od procesu krzepnięcia 5 . o założenie rozwiązuje problem dynamiki płynu i pozwala uprościć zagadnienie do zadania termomechanicznego 6 . pojedyncza cząstka uderza w podłoże, co powoduje jej znaczną deformację w bardzo krótkim czasie i zamianę znaczącej części energii kinetycznej na ciepło. ząstki są spłaszczane, tworzą się lamele, co prowadzi do formowania się pojedynczej warstwy, a kolejne warstwy są sukcesywnie dodawane i tak budowana jest powłoka. wszystkie cząstki mają jednakową wstępną temperaturę, a poszczególne warstwy utworzone z cząstek w jednym „przejściu” są równoległe. prędkość natryskiwania jest mniejsza niż prędkość krzepnięcia pojedynczej warstwy, co powoduje, że kolejne cząstki osadzają się na skrzepniętej wcześniej nałożonej warstwie. podłoże i wcześniej nałożone warstwy modelowane są w stanie stałym z określonym polem temperatury, a właściwości mechaniczne i zyczne tych materiałów są zależne od temperatury. pomija się wpływ zmian fazowych na wartość naprężeń własnych 7 . zakłada się bardzo dobry idealny kontakt między podłożem a kolejnymi warstwami. odelowanie derzenia po edyncze czą tki w podłoże jak wykazano w pracy 3 , w czasie lotu cząstek nie zachodzi ich koalescencja i dlatego cząstka może być rozważana jako indywidualna, izolowana od pozostałych. modelowane jest więc uderzenie pojedynczej cząstki proszku formującego powłokę na podłożu. dla uproszczenia zadania zostało ono potraktowane jako osiowosymetryczne, co ogranicza rozważania do obciążenia cząstki prędkością prostopadłą do podłoża. do symulacji numerycznych uderzenia wykorzystano specjalistyczny program ns sod n , z analizą dynamiczną typu e plicit z kontaktem między stykającymi się powierzchniami oraz z termiczno-mechanicznym sprzężeniem wyników. mechanizm przepływu ciepła zawiera w modelowaniu przewodzenie cząstki i podłoża. w symulacji numerycznej korzysta się z zasad zachowania: masy, pędu i energii. obliczenia prowadzone są przy założeniu procesu adiabatycznego. w rozważanych procesach uderzeniu pojedynczej cząstki towarzyszą duże deformacje oraz duża prędkość odkształcenia cząstki lub podłoża w zależności od przyjętych rodzajów par łączonych materiałów . dla materiałów metalicznych przyjęto plastyczny model materiału zde niowany przez johnsona ooka 8 , który wiąże zredukowane naprężenie plastyczne wg hipotezy ubera jako funkcję zredukowanego odkształcenia plastycznego, bezwymiarowej prędkości płynięcia plastycznego i temperatury. do opisu właściwości wytrzymałościowych materiałów ceramicznych zastosowano model johnsonaolm uista . zyskany z rozwiązania zagadnienia uderzenia cząstki w podłoże rozkład temperatury, spowodowany zamianą energii kinetycznej cząstki na energię odkształcenia plastycznego i jej zamianą w energię cieplną, oraz deformacja cząstki jej spłaszczenie , stały się warunkami początkowymi do przeprowadzenia drugiej fazy symulacji procesu nakładania powłok jako pojedynczych warstewek przyrastających w czasie. odelowanie pola temperat ry w modelowaniu procesu nakładania pojedynczej warstwy powłoki na podłoże przyjęto, że oba elementy są walcowe, co upraszcza zagadnienie do osiowosymetrycznego. proces modelowania pola temperatury podzielono na kilka etapów, a obliczenia w każdym z nich są oparte na równaniach nieustalonego przepływu ciepła. warunki brzegowe i początkowe opisano wg następujących założeń: tap 0 stan wyjściowy, materiał podłoża o zadanych właściwościach zycznych zależnych od temperatury i temperaturze otoczenia 0. w określonym krótkim przedziale czasu t0 następuje nagrzewanie podłoża od jego górnej, czołowej powierzchni s1 od źródła ciepła, w wyniku temperatury otoczenia z i wymiany ciepła przez konwekcję hz od podmuchu zbliżających się cząstek. emperatura otoczenia pozostałych powierzchni podłoża równa jest pokojowej 0 z konwekcją swobodną h0. tap 1 odpowiada czasowi t1 od pojawienia się pierwszej warstwy materiału powłoki o temperaturze c do nadejścia drugiej warstwy. powierzchnia graniczna między podłożem i pierwszą warstwą powłoki obciążona jest strumieniem cieplnym działającym w bardzo krótkim czasie tz. wartość 14 przegląd spawalnictwa 1/2013 została dobrana tak, aby zapewnić gradient temperatury w podłożu taki jaki otrzymano z rozwiązania zagadnienia uderzenia cząstki w podłoże. emperatura otoczenia oraz konwekcja pozostają jak w etapie 0. tap n po czasie nt1 pojawia się kolejna warstwa o zadanej temperaturze c i następuje uzyskanie ostatecznej żądanej grubości powłoki. warunki brzegowe pozostają bez zmian. tap ko cowy schłodzenie całości do temperatury otoczenia 0. na rysunku 1 zilustrowano uaktualnianą geometrię modelu obliczeniowego oraz warunki brzegowe i początkowe przyjęte do analizy przepływu ciepła podczas formowania powłoki w postaci przyrastających w czasie podwarstw. ozwiązanie pola temperatury w nakładanych cieplne warstwach przeprowadzono, wykorzystując moduł termiczny programu m s din 8.6. w obliczeniach zastosowano 4-węzłowe osiowosymetryczne elementy przewodzące dla materiału podłoża i powłoki oraz 2-węzłowe elementy konwekcyjne na brzegach. lementy przewodzące nowoprzybyłej warstwy powłoki oraz elementy konwekcyjne górnej i bocznej powierzchni powłoki są uaktywniane w odstępstwach czasu t1, a równocześnie między warstwami dezaktywowane są elementy konwekcyjne. modelowanie pola temperatury w procesie nakładania staje się zagadnieniem z ruchomym warunkiem brzegowym, gdzie zewnętrzna powierzchnia powłoki narasta ze stałą prędkością określoną z prędkości natryskiwania. odelowanie pola napr że pole temperatury jest czynnikiem aktywującym cieplnie proces deformacji mechanicznej. obciążenie w analizie naprężeń stanowi więc znane pole temperatury otrzymane z rozwiązania zagadnienia nieustalonego przepływu ciepła w kolejnych przyrostach czasu, które jest nakładane na statyczne pole mechaniczne w serii „kroków czasowych”. w modelowaniu założono termosprężyste zachowanie podłoża ceramicznego, a materiały metaliczne opisano modelem termoplastycznym. yniki o licze sym lac a derzenia czą tki w podłoże przeprowadzono symulację uderzenia pojedynczej cząstki tytanu w podłoże ceramiczne l2o3. przyjęto temperaturę początkową cząstki i i podłoża ceramicznego równą 300 k oraz prędkość przelotu cząstki i 500 m/s. założono, że cząstka jest kulista o średnicy d 40 m, natomiast wymiary podłoża wynoszą 400 650 m. w czasie uderzenia cząstka uległa spłaszczeniu o ok. 50 rys. 2 . do drugiego etapu symulacji przyjęto więc grubość pojedynczej podwarstwy, z której budowana jest powłoka, równą 20 m. obliczone zmiany temperatury w czasie dla trzech wybranych punktów nr 1, 2 , 2 wg rys. 2 uderzającej cząstki i zamieszczono na rysunku 3. ozkład ten wynika z zamiany energii kinetycznej na energię odkształcenia plastycznego cząstki tytanu i jej zamianę w energię cieplną. na podstawie rozkładu temperatury oszacowano gradient temperatury wynoszący 22 k/mm. w obliczanym w drugiej fazie modelowania polu temperatury, w procesie nakładania powłoki uwzględniono ten wzrost temperatury przez obciążenie czołowej powierzchni granicznej podłoża ceramicznego i powierzchni między pojawiającymi się podwarstwami odpowiednio dobranym strumieniem ciepła działającym w czasie tz 1 ms , tak aby uzyskać ten sam gradient temperatury. strumień ten wynosi 1700 w/mm2. ry 1 opis warunków brzegowych i początkowych z uaktualnianą geometrią modelu do określenia pola temperatury w powłokach nakładanych termicznie ig 1 description of the boundary conditions and the initial geometry of the updated reference model to determine the temperature eld in the thermally deposited coatings ry 2 deformacja cząstki tytanu po uderzeniu 500 m/s w podłoże l2o3 ig 2 deformation of titanium particles on impact 500 m/s l2o3 substrate 1 2 2 r 13,5 mm; gs 0,65 mm; gc 0,1 mm; gc1 0,02 mm; t1 0,1 s; c 700 ; hz 100w/m 2k; 0 25 ; h0 10w/m 2k; tz 1μs; 1700w/m 2 15przegląd spawalnictwa 1/2013 yniki o licze rozkład temperat ry na rysunku 4 przedstawiono rozkład temperatury w czasie procesu natryskiwania i schładzania układu powłoka podłoże do temperatury otoczenia w wybranych charakterystycznych punktach leżących w osi próbki. w celu pokazania gwałtownych zmian temperatury, które zachodzą w bardzo krótkim czasie podczas uderzania cząstek i w podłoże, zastosowano nierównomierną oś czasu, a czas chłodzenia znacznie skompresowano. można zaobserwować, że w podłożu ceramicznym największy gradient temperatury występuje podczas nałożenia pierwszej podwarstwy, przy kolejnych zmniejsza się, a po zakończeniu natryskiwania temperatura na całej grubości jest w przybliżeniu równomierna b 1 0 , 183 . na krzywych temperatury widoczne są dwa piki: pierwszy od energii cieplnej powstałej z energii uderzenia, a drugi od temperatury nowej podwarstwy. yniki o licze rozkład napr że i gi cia kład powłoka podłoże na rysunku 5 pokazano rozkłady naprężeń składowych w przekroju poprzecznym il2o3 poprowadzonym wzdłuż osi pionowej układu. w warstwie granicznej od strony ceramiki naprężenia promieniowe osiągają min. 240 mpa na głębokości 0,02 mm, po czym ich wielkość zmniejsza się liniowo, aż na głębokości 0,42 mm zmieniają znak na dodatni, osiągając 88 mpa na grubości 0,65 mm. naprężenia promieniowe w powłoce tytanowej mają charakter rozciągający, a w warstwie granicznej osiągają maks. 260 mpa na głębokości 0,08 mm, po czym ich poziom obniża się, osiągając na brzegu wartość 110 mpa. naprężenia osiowe występują tylko w cienkiej warstwie przygranicznej. mają one charakter ściskający po stronie ceramiki z min. o wartości 230 mpa na głębokości 0,02 mm i skokowo zmieniają znak na dodatni przy przejściu w powłokę tytanu, osiągając maks 122 mpa na głębokości 0,005 mm od granicy połączenia. zmianę maksymalnego ugięcia w czasie, które występuje w ceramice w punkcie , pokazano na rysunku 6. po schłodzeniu układu wartość ugięcia wyniosła 0,076 mm. dokonano porównania linii ugięcia dolnej, czołowej powierzchni ceramiki p. dla jednowarstwowego modelu powłoki podczas stygnięcia z modelem powłoki w postaci przyrastających podwarstw rys. 7 . w przypadku modelu jednowarstwowej powłoki wartość ugięcia była większa o ok. 25 i wyniosła 0,0 5 mm. ma na to wpływ widoczny na rysunku 6 przebieg obciążenia przy modelowaniu powłoki z przyrastającymi warstwami, z której wynikają rozkłady temperatury, naprężeń i deformacji. z przeprowadzonych pomiarów ugięcia układu powłoka i podłoże l2o3, przeprowadzonych na prostopadłościennym podłożu o wymiarach 20 30 0,65 mm o grubości powłoki i wynoszącym 0,1 mm, otrzymano znacznie niższe wartości ugięcia 0,012 mm . wiadry 3 ozkład temperatury dla wybranych punktów cząstki i w czasie uderzenia w podłoże l2o3 wywołany zamianą energii kinetycznej w cieplną ig 3 he temperature distribution at selected points of i particles impacting the l2o3 substrate induced by the con ersion of kinetic energy into heat ry 4 ozkłady temperatury w czasie natryskiwania i schładzania w charakterystycznych punktach osi układu powłoka i-podłoże l2o3 ig 4 he temperature history during thermal spraying and cooling at the characteristic points on ertical a is of il2o3 system ry 5 ozkłady naprężeń składowych promieniowych, osiowych w układzie powłoka i podłoże l2o3 w funkcji odległości od granicy i l2o3, po schłodzeniu ig 5 distributions of stress com-ponents radial, a ial in a i l2o3 system as a function of the distance from the i l2o3 interface, after cool-ing to room temperature 16 przegląd spawalnictwa 1/2013 czy to o tym, że należy zwery kować w sposób doświadczalny przyjęte założenia do obliczeń. mniejsze rozbieżności wyznaczonych ugięć w stosunku do wartości zmierzonych uzyskano dla modelu z przyrostowo uaktualnianą geometrią. ry 6 zmiana ugięcia w punkcie w czasie natryskiwania powłoki i oraz po schłodzeniu układu il2o3 do temperatury otoczenia ig 6 he de ection of point during i coating build-up and after cooling down of il2o3 system to room tem-perature ry 7 porównanie linii ugięcia dolnej, czołowej powierzchni podłoża l2o3 w modelu powłoki i z przyrastającymi 5 warstwami i modelu jednowarstwowym ig 7 he de ection lines of bottom surface of l2o3 substrate for models of i coating built-up of 5-sublayers and i coating built-up of a single layer pod mowanie na podstawie przeprowadzonych obliczeń można wyciągnąć następujące wnioski: spłaszczenie pojedynczej cząstki tytanu przy uderzeniu z prędkością 500 m/s w podłoże l2o3 wynosi ok. 50 , największy gradient temperatury na grubości ceramiki pojawia się po nałożeniu pierwszej podwarstwy, a po zakończeniu natryskiwania temperatura jest w przybliżeniu równomierna i wynosi ok. 1 0 , w obszarze granicy układu il2o3 od strony ceramiki naprężenia promieniowe są ujemne i osiągają min. 240 mpa na głębokości 0,02 mm, po czym zmieniają znak na dodatni po stronie tytanu, osiągając poziom 260 mpa na głębokości 0,08 mm, literat ra 1 gan z., ng . w.: deposition-induced residual stress in plasmasprayed coatings, surf. and oat. echnol. 187 2004 , s. 307-31 . 2 stokes j., ooney .: esidual stress in of hermally sprayed hick deposits. i m f 2003. 3 i m., hristo des p.: multi-scale modelling and nalysis of an industrial of hermal spray process, hem. ng. sci. 60 2005 , s. 364 -366 . 4 madejski n.j.: solidi cation of droplets on a cold surface, int. j. eat mass ransfer, 1 1 76 , s. 100 -1013. 5 watanabe ., kuribayashi i., onda ., kanzawa .: deformation and solidi cation of a droplet on a cold substrate, hem. ng. sci. 47 1 2 , s. 305 -3065. praca nansowana z projektu narodowego entrum badań nr n n51 652840 naprężenia osiowe są ujemne tylko w warstwie przygranicznej po stronie ceramiki i ich min. wynosi 230 mpa na głębokości 0,02 mm, po czym skokowo zmieniają znak na dodatni przy przejściu w powłokę tytanu, osiągając maks. 122 mpa na głębokości 0,005 mm, modelowanie procesu z przyrastającymi podwarstwami daje niższe końcowe ugięcie układu o ok. 25 w porównaniu z modelem jednowarstwowym. w dalszym etapie badań należy zwery kować doświadczalnie przyjęte założenia do obliczeń, m.in. temperaturę powierzchni powłoki, moduł ounga, granicę plastyczności. 6 mon . ., merz ., prinz f. b., schmaltz k. s.: numerical and e perimental in estigation of interface bonding ia substrate melting of an impinging molten metal droplet, journal of eat ransfer 118 1 6 , s. 164-172. 7 zhang . ., gong j.m., u s. .: ffect of spraying condition and material properties on the residual stress in plasma spraying. j. mater. sci. echnol., 20 2004 , s. 14 -53. 8 johnson g. .; ook w. .: constituti e model and data for metals subjected to large strains, high strain rates and high, j. ng. mater. and echnol., 105 1 , 1 83. johnson g. . and olm uist . j.: n impro ed computational constituti e model for brittle materials, igh-pressure sci. and echnol., merican institute of physics, 1 4. 1 warstwa 5 warstw gięcie, mm 201401_pspaw_1489.pdf 35przegląd spawalnictwa 1/2014 janusz czuchryj adam pilarczyk urządzenie uks do kontroli szczelności złączy spawanych w próbie pęcherzykowej z przyssawką próżniową the uks device with a vacuum cup for leak testing   of welded joints using a bubble test gr inż an z cz c ry , mgr inż adam pilarczyk – instytut spawalnictwa w gliwicach. autor korespondencyjny/corresponding author: janusz.czuchryj@is.gliwice.pl stre zczenie w artykule przedstawiono pęcherzykową próbę badania szczelności i urządzenie uks umożliwiające jej realizację w wersji z przyssawką próżniową. omówiono konstrukcję i zakres zastosowania komór próżniowych oraz podano ustalone warunki kontroli szczelności. urządzenie uks spełnia wymagania norm pn-en 1779 i pn-en 1593. ponadto zostało wyróżnione złotymi medalami na prestiżowych międzynarodowych imprezach targowych. słowa kl czowe badania nieniszczące, szczelność a tract the article presents a bubble leak testing and an uks device designed for this method of testing using a vacuum cup. vacuum chambers design and application range is discussed as well as the established conditions for leak testing are given. the uks device meets the requirements of pn-en 1779 and pn-en 1593 standards. it has been awarded gold medals of prestigious international fairs. ey word : non-destructive welding, leak testing t p badania szczelności stanowią liczną grupę metod badawczych umożliwiających wykrywanie nieciągłości materiałowych na wskroś kontrolowanego obiektu, czyli jego nieszczelności. spośród tych metod coraz szersze zastosowanie do badania szczelności złączy spawanych znajduje próba pęcherzykowa z przyssawką próżniową. z tego powodu opracowano urządzenie, którego wykorzystanie umożliwia łatwe zastosowanie metody w praktyce przemysłowej [1, 2]. c araktery tyka metody badanie szczelności w próbie pęcherzykowej z przyssawką próżniową oparte jest na zjawisku przenikania gazu z ośrodka o ciśnieniu wyższym do drugiego o ciśnieniu niższym, gdy istnieje połączenie między nimi. badanie złączy odbywa się w powietrzu atmosferycznym, przy wytworzonym podciśnieniu w komorze nałożonej na badany odcinek złącza (rys. 1). ry 1 zasada badania szczelności złączy spawanych za pomocą próby pęcherzykowej z przyssawką próżniową: 1 – przezroczysta płyta obserwacyjna, 2 – pierścień uszczelniający, 3 – złącze spawane z nieszczelnością, 4 – pęcherz ujawniający nieszczelność ig 1 principle of testing of welded joints leaktightness by bubble test with vacuum cup: 1 – transparent observation plate, 2 – sealing ring, 3 – welded joint with leakage, 4 – bubble revealing leakage 36 przegląd spawalnictwa 1/2014 nieszczelność w złączu stanowi połączenie między ośrodkami o różnym ciśnieniu. w wyniku oddziaływania różnicy ciśnień następuje przenikanie powietrza z atmosfery do komory przez nieszczelność. powoduje to powstanie pęcherza w roztworze pianotwórczym, którym pokryte jest złącze, i zlokalizowanie w ten sposób występującej w nim wady ułożonej na wskroś. należy jednak zauważyć, że metoda pęcherzykowa z przyssawką próżniową nie zastępuje ciśnieniowej próby szczelności lub wytrzymałości konstrukcji. rządzenie s do kontroli szczelności złączy spawanych za pomocą próby pęcherzykowej z przyssawką próżniową zaprojektowano i zbudowano w instytucie spawalnictwa urządzenie uks [3÷7], które pokazano na rysunku 2. urządzenie składa się z komór próżniowych (podłużnych i okrągłej) oraz pompy ssącej. komory próżniowe ograniczają przestrzeń, w której wytwarzane jest podciśnienie robocze. komory zbudowane są z przezroczystych płyt obserwacyjnych, ścianek bocznych ograniczających komory na obwodzie i uszczelek gumowych. przezroczyste płyty umożliwiają obserwację badanego odcinka złącza podczas procesu kontroli, natomiast uszczelki ściśle przylegające do złączy izolują objętość komór od otoczenia. w płytę obserwacyjną każdej komory wbudowano łącznik do elastycznego przewodu oraz zawór zapowietrzający. zawór umożliwia zapowietrzenie komory po przeprowadzeniu kontroli, jak również regulację w niej ciśnienia przez odpowiednie ustawienie pokrętła. pompa ssąca wytwarza w komorze ry 2 urządzenie uks do kontroli szczelności złączy spawanych za pomocą próby pęcherzykowej z przyssawką próżniową ig 2 the uks device for inspection of leaktightness of welded joints by means of bubble test with vacuum cup wymagane podciśnienie przez wypompowanie z niej powietrza przez elastyczny przewód łączący komorę z pompą. aby zapewnić właściwe warunki obserwacji tworzących się pęcherzy, komory wyposażono w diodowe oświetlenie o regulowanym natężeniu. umożliwia to przeprowadzenie kontroli w dowolnych warunkach oświetlenia środowiska pracy operatora. komory podłużne są przeznaczone do kontroli płaskich złączy doczołowych. komora okrągła służy do badania złączy doczołowych krzyżujących się oraz złączy na powierzchniach zakrzywionych (np. sferycznych) (rys. 3). kontrola złączy płaskich za pomocą komory okrągłej jest również możliwa. wynika to stąd, że komora okrągła charakteryzuje się dużą uniwersalnością. jednak podczas badania złączy płaskich komory podłużne charakteryzują się dużo większą wydajnością. zarówno konstrukcje komór podłużnych, jak i konstrukcja komory okrągłej umożliwiają kontrolę szczelności spoin pachwinowych w złączach zakładkowych (nakładkowych), przy czym grubość materiału podstawowego nie powinna być większa niż 10÷12 mm. wysokość nadlewu kontrolowanych spoin czołowych nie powinna przekraczać wartości 1,5÷2,0 mm. lico spoin czołowych powinno łagodnie przechodzić do materiału podstawowego. lico spoin pachwinowych powinno być płaskie lub lekko wklęsłe i łagodnie przechodzić do materiału podstawowego. w odniesieniu do spoin otworowych specjalnych wymagań nie ustala się. przed badaniem spoinę oraz przylegającą do niej z obu stron strefę o szerokości co najmniej 40 mm należy dokładnie oczyścić z rdzy, farby, smarów, żużla, zgorzeliny i rozprysków stopiwa elektrod. warunki kontroli ustalono dla roztworu pianotwórczego, jaki stanowi woda z mydłem i gliceryną. warunki kontroli to: zastosowana różnica ciśnień, czas jej utrzymania, temperatura badanej powierzchni i temperatura roztworu pianotwórczego. różnica pomiędzy ciśnieniem powietrza atmosferycznego, a powietrzem ry 3 kontrola szczelności złączy spawanych za pomocą: a) komory podłużnej, b) komory okrągłej ig 3 inspection of leaktightness of welded joints by means of: a) longitudinal chamber, b) circular chamber a) b) 37przegląd spawalnictwa 1/2014 w komorze (wartość podciśnienia) nie może być mniejsza niż 50 kpa. czas utrzymania różnicy ciśnień powinien wynosić co najmniej 30 s. temperatura badanej powierzchni powinna być w zakresie 5÷50oc, a temperatura roztworu w zakresie 15÷30oc. kontrola szczelności urządzeniem uks polega na nałożeniu komory próżniowej na badaną powierzchnię (np. złącza), jej dociśnięciu, wypompowaniu powietrza i obserwacji tworzenia się pęcherzy (rys. 4). w miejscu powstania pęcherza (pęcherzy) znajduje się nieszczelność. następnie komorę zapowietrza się, nakłada na kolejny odcinek powierzchni i powtarza opisane czynności. wyniki kontroli szczelności powinny być ujęte w formie sprawozdania z badania. natężenie przepływu, jakie można wykrywać przy użyciu komór próżniowych, wynosi ok. 5∙10-5 pa∙m3/s [1]. ry 4 tworzenie się pęcherzy identyfikujących nieszczelność na powierzchni badanego złącza spawanego ig 4 formation of bubbles identifying a leakage on the surface of test welded joint ry 5. medal i towarzyszący mu dyplom z targów wynalazczości w paryżu ig 5 medal together with diploma won during invention fair in paris ry 6 medal wraz z dyplomem z międzynarodowych targów poznańskich ig 6 medal together with diploma won during international poznań fair pod mowanie rozwiązanie konstrukcyjne opisanego urządzenia znalazło uznanie urzędu patentowego rzeczpospolitej polskiej. decyzją nr dt/wp.20509/6/edo z dnia 12.03.2013 r. udzielono instytutowi spawalnictwa w gliwicach „prawa z rejestracji” wzoru przemysłowego pt. „urządzenie do kontroli szczelności złączy spawanych za pomocą próby pęcherzykowej z komorą próżniową”. urządzenie uks poddano krytycznej ocenie na targach wynalazczości, które odbyły się w paryżu w maju 2013 r. w wyniku tej oceny urządzenie wyróżniono złotym medalem (rys. 5). przyznano mu również wyróżnienie złotym medalem na międzynarodowych targach poznańskich w czerwcu 2013 r. (rys. 6). zaprojektowane i zbudowane urządzenie uks do kontroli szczelności złączy spawanych (i innych powierzchni) za pomocą próby pęcherzykowej z przyssawką (komorą) próżniową wypełniło pewną lukę w zakresie zastosowania różnych metod badania szczelności. umożliwia to szersze wykorzystanie metody pęcherzykowej w praktyce przemysłowej, w szczególności w odniesieniu do tych wyrobów, w których podstawowym warunkiem dopuszczenia do eksploatacji jest szczelność wykonanych połączeń spawanych (np. zbiorników bezciśnieniowych na gazy i ciecze, silosów, cystern, bezciśnieniowych rurociągów, den zbiorników magazynowych itp.). 38 przegląd spawalnictwa 1/2014 literat ra [1] hlebowicz j.: badanie szczelności. poradnik. wydawnictwo „biuro gamma”. warszawa, 1996. [2] hlebowicz j.: badania nieniszczące. badanie szczelności urządzeń i instalacji technicznych. poradnik. wydawnictwo „biuro gamma”. warszawa, 2001. [3] czuchryj j.: urządzenie do kontroli szczelności złączy spawanych metodą próżniową. prace instytutu spawalnictwa nr 4, 1982. [4] czuchryj j.: urządzenie do kontroli szczelności metodą próżniową połączeń spawanych. przegląd spawalnictwa nr 1, 1984. [5] czuchryj j.: urządzenie uks – 2 do kontroli szczelności złączy spawanych metodą podciśnieniową. biuletyn instytutu spawalnictwa nr 4, 1993. [6] czuchryj j.: wykorzystanie metody podciśnieniowej do kontroli szczelności złączy spawanych. biuletyn instytutu spawalnictwa nr 6, 1999. [7] czuchryj j., bartosz ł.: zastosowanie próby pęcherzykowej do badania szczelności złączy spawanych. biuletyn instytutu spawalnictwa nr 6, 2006. [8] czuchryj j., robakowski t.: kontrola w spawalnictwie. simp. śląski ośrodek doskonalenia kadr w gliwicach. materiały szkoleniowe. gliwice, 1985. [9] czuchryj j., stachurski m.: badania nieniszczące w spawalnictwie. wydawnictwo instytutu spawalnictwa. gliwice, 2002. [10] czuchryj j.: kontrola szczelności złączy spawanych za pomocą próby pęcherzykowej z przyssawką próżniową. wytyczne instytutu spawalnictwa nr w – 12/is – 57. [11] szymański a.: kontrola i zapewnienie jakości w spawalnictwie. tom 2. wydawnictwo politechniki śląskiej. gliwice, 1998. normy – pn–en 1330–8 badania nieniszczące – terminologia – terminy stosowane w badaniach szczelności. – pn–en 1593 badania nieniszczące – badania szczelności – próba pęcherzykowa. – pn–en 1779 badania nieniszczące – badania szczelności – kryteria wyboru metody i techniki. – pn–en iso 9712 badania nieniszczące – kwalifikacja i certyfikacja personelu badań nieniszczących. ydział inżynierii prod kc i politec niki ar zaw kie gmach nowy technologiczny warszawa, ul. narbutta 85, sala nt 129 dojazd tramwajami: 17 i 33 ata i godzina prelegent temat odczyt 23-01-2014 godz. 1700 gr inż rzy zto skrzyniecki, zakład inżynierii spajania pw ocena stabilności procesu spawania metodą mig/mag na podstawie identyfikacji parametrów elektrycznych łuku spawalniczego 27-02-2014 godz. 1700 gr inż arkadi z ak wka, urząd dozoru technicznego wybrane zagadnienia technologii spawania stali nowej generacji stosowanych w przemyśle energetycznym 27-03-2014 godz. 1700 gr inż an odek, zakład inżynierii spajania pw badania trwałości elektrod do zgrzewania rezystancyjnego punktowego odczyty techniczne organizowane przez sekcję spawalniczą ow simp w i kwartale 2014 roku, dostępne dla członków simp, not oraz wszystkich sympatyków spawalnictwa. 200701_pspaw przegląd spawalnictwa 1/2007 27 streszczenie do wyznaczenia w instalacjach gazowych średnic przewodów i spadków ciśnienia, konieczna jest znajomość obliczeniowych strumieni objętości projektowanego gazu. niewiele jest informacji w literaturze dotyczących tego zagadnienia. przedstawiona propozycja ma umożliwić określenie natężenia przepływu gazu w rurociągach z dokładnością wystarczającą do celów technicznych. abstract to establish pipe diameters and pressure drops in gas installations it is necessary to know computational streams of gas volumes designed for usage. the information about this problem is not available in the reference literature. the proposal presented here is to allow determination of gas flow rate in pipelines with an accuracy sufficient for technical objectives. obliczeniowe strumienie objętości gazu obliczeniowe strumienie objętości gazu są zależne od przeznaczenia punktów czerpalnych. jeżeli instalacja wyposażona będzie tylko w jednotypowe punkty czerpalne, o uniwersalnym (wielofunkcyjnym) przeznaczeniu, obliczeniowe strumienie objętości, określić można z wzoru: vog = σ · (n · vrg · β) (1) wartość strumienia jednostkowego vrg przewidzianego na jeden punkt czerpalny, powinna być podana przez projektanta-technologa zakładu. przy zasilaniu w gaz urządzeń (automatów lub linii technologicznej) występują dwie możliwości określania obliczeniowego strumienia gazu vog: na podstawie podanego w projekcie technologicznym maksymalnego godzinowego zużycia gazu vhmax. według bilansu ustalonego dla podanego programu produkcji, z określeniem przeznaczenia poszczególnych linii produkcyjnych, rodzaju materiału używanego do produkcji, sposobów spawania materiałów itp. w większości przypadków instalacja gazowa jest przeznaczona do obsługi urządzeń (automatów, linii produkcyjnej) oraz zasila punkty czerpalne o wielofunkcyjnym i pomocniczym przeznaczeniu. przy mieszanym układzie zasilania, obliczeniowe strumienie objętości gazu, określić możemy z wzoru: vog = σ (n1 · v1rg · β1 + n2 · v2rg · β2 + … nu · vhmax ) βc (2) przewidziane dla urządzeń technologicznych lub punktów czerpalnych strumienie objętości gazu (vrg, vhmax) powinny być podane w projekcie technologicznym. jeżeli informacji takich technolog nie określi, wartości strumieni objętości gazu określić należy na podstawie wskaźników zużycia potrzebnych do przewidywanych czynności spawalniczych. podane w literaturze wskaźniki zużycia gazu [1; 4; 5; 6] zestawiono w tablicach i i iv. stosując do osłony procesów spawania mieszaninę gazów, • • obliczeniowe strumienie objętości gazów stosowanych w spawalnictwie computational streams of gas volumes used in welding engineering edmund nowakowski wskaźniki poszczególnych rodzajów gazu ustalić należy na podstawie ich udziału w tym procesie. przewidując przyłącze gazu do urządzenia, obliczeniowy strumień objętości gazu powinien być podany przez producenta urządzenia. gdy znane jest tylko średnie godzinowe zużycia gazu vhśr, potrzebne do obliczeń maksymalne godzinowe zużycie, określić możemy z wzoru: vhmax = kh · vhśr = (1,4 – 2) vhśr (3) wartość współczynnika godzinowej nierównomierności rozbioru gazu kn jest zależna od cykliczności pracy urządzenia. współczynniki jednoczesności działania punktów czerpalnych wartość współczynników jednoczesności działania punktów czerpalnych gazu jest zależna od wielu czynników i dlatego trudna jest do jednoznacznego określenia. w literaturze niewiele jest informacji o tych współczynnikach. inne wartości współczynników β przyjmować należy dla punktów czerpalnych ogólnego przeznadr inż. edmund nowakowski – politechnika wrocławska rys. 1. współczynniki jednoczesności działania punktów czerpalnych gazu 1 sprężone powietrze [7; 8] i tlen [2]; 2 dwutlenek węgla [3]; 3 wartość proponowana dla βmin = 0,7. rodzaj złącza grubość blachy, mm 1 2 3 4 5 6 8 10 12 14 16 18 20 1. spaw. na styk czołowy: w poz. poziomej 1,7 3,5 4,2 w poz. nachylonej 16,7 20 20 23,6 30 2. spaw. kątowe: wewnętrzny 2 4,2 6 8 10 zewnętrzny 1,4 3 4,5 6 7,5 10 11,4 15 3. spaw. w poz. poziomej: bez fazowania 2,2 4,1 4,8 6 6,9 fazowania v 4 5 5 7,5 10,3 11,7 fazowanie x 13 16,3 18 20 4. spaw. nad głową: 5,3 7,7 8,9 12 14,9 5. cięcie mieszanką gazową c2h2, 02, h2: zapotrzebowanie acetylenu 3 3,6 4,2 tablica i. minimalne zużycie acetylenu w spawaniu tlenowo-acetylenowym (dm3/min) uwagi: 1) podane wskaźniki określono na podstawie informacji podanej przez peszela [4] i dotyczą spawania metodą "w lewo", gdyż metoda "w prawo" jest mało stosowana. 2) zużycie tlenu do spawania jest nieco wyższe od zużycia acetylenu, patrz uwaga w tabeli 1. 3) wartości podane w dmw3/min. przeliczamy na zużycie godzinowe m3/h, przez zastosowanie mnożnika m = 0,06. rodzaj spoiny i metody grubość blachy, mm1 2 3 4 5 6 8 10 12 14 16 18 20 a/ spawanie łukowe 1. spaw. aluminium: -metoda tig do 4 5 6 8 8 8 10 10 12 12 12 14 14 do 5 6 10 10 12 12 14 14 14 16 16 -metoda mig 12 14 14 15 15 18 18 2. spaw. aluminium -metoda tig, spaw.: poz. pozioma 8 8 12 14 14 14 14 16 16 16 poz. naścienna 8 10 12 12 14 14 14 pachwinowy 12 12 12 14 14 14 -metoda mig, spaw.: poz. pozioma 14 14 16 16 18 18 20 20 20 20 poz. naścienna 18 18 20 20 20 20 20 20 20 20 pachwinowy 16 18 18 30 20 20 20 20 20 20 3. spawanie miedzi -metodą tig 5 5 6 6 8 8 10 10 12 15 15 15 15 4. spawanie miedzi: -metodą tig, spaw.: poz. pozioma 8 8 10 10 10 12 12 12 14 14 14 poz. naścienna 8 8 10 10 dwustronny 10 12 16 20 20 20 -metoda mig, spaw.: pzz. pozioma i pachwinowa od 15 18 18 18 18 18 18 18 18 do 18 20 20 20 20 20 20 20 20 b/. spawanie plazmowe 1/ spoina czołowa -na plazmę ar 0,3 5,6 -na osłonę: ar 13 23 h2 1 2 2. stal kwasoodporna dysze 2 mm: na plazmę ar 1 1 1,5 1,5 -ma osłonę: ar 4,65 4,65 4,65 4,65 h2 0,35 0,35 0,35 0,35 dysza 2,5 mm: na plazmę ar 1 1 1,5 1,5 2 2 2 -na osłonę: ar 4,65 4,65 4,65 4,65 7,44 7,44 7,44 h2 0,35 0,35 0,35 0,35 0,56 0,56 0,56 tablica ii. orientacyjne zużycie argonu ar do procesów spawalniczych (dm3/min) uwagi: 1) wskaźniki niższe dla spawania łukowego podaje pilarczyk [5], wartości wyższe (szczegółowsze), poradnik [1]. 2) wskaźniki podane w dm3/min, przeliczenie na zużycie m3/h za pomocą mnożnika m = 0,06. rodzaj złącza grubości blach, mm2 3 4 5 6 8 10 12 15-20 a. spaw. czołowe: 1. nieukosowane: poz. podolna pojed. 8-10 8-10 8-10 podw. 12-15 12-15 12-15 14-17 poz. naścienna pojed. 8-10 8-10 9-11 poz. pionowa poj. 8-10 8-10 8-11 2.ukosowane v i x poz. podolna pojed. 8-10 810 8-10 8-10 8-10 8-10 8-10 8-10 podw. 9-11 12-15 12-15 12-15 12-15 12-15 12-15 poz. naścienna pojed. 8-10 8-10 8-10 8-10 8-10 8-10 8-10 podw. 9-11 12-15 12-15 12-15 poz. pionowa 810 8-10 8-10 8-10 8-10 8-10 8-10 b. spaw. pachwinowe: poz. podolna 8-10 12-15 12-15 15-18 15-18 15-18 15-18 15-18 poz. naścienna 8-10 9-11 12-15 15-18 15-18 15-18 15-18 15-18 poz. pionowa 8-10 8-10 8-10 8-10 8-10 8-10 8-10 8-10 c. spawanie punktowe: -blachy o równej grubości 18-20 18-20 18-20 20-25 tablica iii. zużycie dwutlenku węgla do spawania stali węglowych i nisko stopowych uwagi: wartości wskaźników podane w dm3/min przeliczany na zużycie godzinowe w m3/h, stosując mnożnik m = 0,06. przegląd spawalnictwa 1/2007 przegląd spawalnictwa 1/2007 czenia, służących do prac pomocniczych w zakładzie, a inne dla jednotypowych urządzeń produkcyjnych lub linii produkcyjnych. dla punktów czerpalnych ogólnego przeznaczenia, niezależnie od zastosowanego gazu, wartość współczynników jednoczesności działania β określić możemy z rysunku. dla niektórych gazów wartość tych współczynników jest podana w publikacjach: – dla tlenu [2], – dla dwutlenku węgla [3], dla sprężonego powietrza [7]. gdy punkty czerpalne gazu zasilają urządzenia lub stanowiska technologiczne, określić możemy minimalne wartości współczynników jednoczesności działania punków czerpalnych (powyżej 30 szt. urządzeń) korzystając z zaleceń podanych w literaturze [1]: dla produkcji jednostkowej βmin = 0,3–0,4 dla produkcji seryjnej βmin = 0,4–0,7 dla produkcji wieloseryjnej i masowej βmin = 0,7–0,8 jeżeli liczba urządzeń jest mniejsza niż około 30 szt. wartości współczynników jednoczesności działania urządzeń określić możemy: dla produkcji jednostkowej, według rozkładu podanego na rysunku dla punktów czerpalnych ogólnego przeznaczenia (krzywa 1), dla produkcji seryjnej i masowej, według zaproponowanego na rysunku rozkładu dla przyjętego współczynnika βmin = 0,7 (krzywa 3). współczynniki jednoczesności działania β dotyczą jednotypowych punktów czerpalnych. dobierając urządzenia zasilające instalację (stacje redukcyjne, stacje odgazowania, stacje sprężonego powietrza) zastosować możemy współczynnik jednoczesności działania poszczególnych grup punktów czerpalnych jednotypowych. szacunkowa wartość tego współczynnika wynosi βc = (0,8 0,85). • • • • • wnioski wobec skromnych informacji literaturowych dotyczących określania strumieni objętości gazów stosowanych w spawalnictwie oraz równoczesności działania punktów czerpalnych tych gazów, przedstawiona propozycja ma umożliwić właściwy dobór średnic instalacji gazowych. zasady powyższe należy stosować szczególnie tam, gdzie w projekcie technologicznym zakładu nie podano dostatecznych informacji do zaprojektowania instalacji gazowych. ze względu na zbliżony przebieg wartości współczynników jednoczesności działania punktów czerpalnych gazów: sprężonego powietrza, tlenu i dwutlenku węgla, wartości te mogą być również stosowane dla innych gazów stosowanych w spawalnictwie. • • • li te ra tu ra [l] poradnik inżyniera. spawalnictwo. tom 1 i 2, wnt, warszawa, 1983. [2] nowakowski e.: wzory do obliczeń instalacji tlenowych w zakładach leczniczych. gwits 12/1/79. [3] nowakowski e., antonowicz j., kollbek b.: zasady projektowania instalacji c02 w uzdrowiskach. probl. uzdrow. 3/1978. [4] pyszel z.: spawanie. cz. i zasady spawania acetylenowego stali. wyd. ii ymca genewa 1946. [5] pilarczyk j.: technologia spawalnictwa. polit. śląska. skrypt nr 576/6 gliwice 1975. [6] marcolla k.: zarys spawalnictwa. pwn, warszawa-poznań 1981. [7] informator projektanta budownictwa ogólnego. instalacje sanitarne, 9/1959 obliczanie średnic sprężonego powietrza. [8] mechanik. poradnik techniczny. tom 5 cz. 2, pwn, warszawa, 1955. oznaczenia: n – liczba punktów czerpalnych gazu o ogólnym przeznaczeniu, szt., n1, n2 – liczba jednotypowpch punktów czerpalnych gazu, szt., nu – liczba jednotypowych maszyn lub urządzeń o znanym maksymalnym godzinowym zużyciu gazu, szt., kh – współczynnik godzinowej nierównomierności zużycia gazu, vog – obliczeniowy strumień objętości gazu w rozpatrywanej instalacji gazowej, m3/h, vrg – obliczeniowy strumień objętości gazu przypadający na jeden punkt czerpalny, m3/h, vhśr – średnie godzinowe zużycie gazu przez urządzenie lub agregat, m3/h, vhmax – maksymalne godzinowe zużycie gazu przez urządzenie lub agregat, m3/h, v1rg,v2rg – obliczeniowy strumień objętości gazu roboczego przewidziany dla jednego i jednotypowego punktu czerpalnego gazu, m3/h, β – współczynnik jednoczesności działania punktów czerpalnych gazu o ogólnym ich przeznaczeniu, β1 ,β2 – współczynniki jednoczesności działania jednotypowych punktów czerpalnych gazu, βc – współczynnik jednoczesności działania poszczególnych grup punktów czerpalnych gazu, βmin – minimalne wartości współczynników jednoczesności działania jednotypowych punktów czerpalnych dla liczby punktów (≥ 30 szt.). rodzaj złącza grubość blachy, mm1 2 3 4 5 6 8 10 12 14 16 18 20 1. spoina na styk: poz. poziomy 2 4,2 5 poz .nachylona 20 23 23 27 34,5 2. spoina kątowa: wewnętrzny 2,5 5 7,2 9,6 12 zewnętrzny 1,7 3,6 5,4 7,2 9 12 13,7 18 3. spoina w poz. poziomej: bez fazowania 2,7 5 5,8 7,2 8,3 fazowanie v 4,8 6 6 9 12 13,5 fazowanie x 15 15,8 16,2 23 4. spoina w poz. nad głową: 6,3 9,3 10,7 14,3 18 5. cięcie mieszanką tlen + acetylen + wodór: zużycie tlenu: 12,5 20 29,5 tablica iv. minimalne zużycie tlenu do spawania acetylenowego (dm3/min) uwagi: 1) jeżeli znane jest zużycie acetylenu do procesu spawania, zapotrzebowanie tlenu określić możemy wskaźnikiem udziału tlenu odniesionym do acetylenu, który wynosi: dla małych palników i grubości blach 1,2 1,3; dla dużych palników i grubości blach 1,08 1,1. 2) wartości podane w dm3/min przeliczamy na zużycie w m3/h, stosując mnożnik m = 0,06. 29 ps 5 2018 www str 90 przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 analiza wyników badań zmęczeniowych elementów  stalowych w świetle wymogów norm europejskich analysis of fatigue tests results of steel elements in the light of the requirements of european standards dr hab. inż. bernard wichtowski, em. prof. zut; dr inż. marek wichtowski– zachodniopomorski uniwersytet technologiczny w szczecinie autor korespondencyjny/corresponding author: marekw@zut.edu.pl streszczenie  części 1÷9 i 1÷10 eurokodu 3 oraz pn-en iso 5817:2014 uporządkowały reguły projektowania konstrukcji stalowych narażonych na zmęczenie. podane klasy zmęczeniowe fat określono wg jednakowego algorytmu dla badanych elementów poziomu jakości b i c. w artykule wykazano, że algorytmu tego nie można stosować dla elementów starzonych oraz z niezgodnościami spawalniczymi, karbami poziomu jakości d i większymi. wymagania dotyczące zmęczenia z części 1÷9 eurokodu 3, podobnie jak udarności z części 1÷10, nie powinny dotyczyć konstrukcji eksploatowanych. słowa kluczowe: zmęczenie; karb; procesy starzeniowe abstract parts 1÷9 and 1÷10 of the eurocode 3 and the pn-en iso 5817: 2014 standard ordered the rules for designing steel structures exposed to fatigue. the given fat fatigue classes were determined according to the same algorithm for the tested quality level elements b and c. the article shows that this algorithm can not be used for aging elements and with welding incompatibilities, notches of quality level d and larger. fatigue requirements from parts 1÷9 of eurocode 3, as well as impact strengths from parts 1÷10, should not apply to exploited structures. keywords: fatigue; testing; notch; aging processes wstęp w przypadku spawania na wytrzymałość zmęczeniową mają wpływ różne czynniki, których całościowe uwzględnienie jest możliwe wyłącznie w eksperymentalnych badaniach. takie rozwiązanie ma jedną zasadniczą wadę – jest najdroższe. poszukiwane są inne, nowe rozwiązania do oceny trwałości konstrukcji, omówione w [1÷3]. ogólne wytyczne badań metali na zmęczenie w przypadku osiowego rozciągania i sposób przedstawiania wyników prób określała pn-76/h-04325 [4], która straciła ważność 10 listopada 2011 r. według tej normy badania należy zaczynać od najwyższego poziomu naprężeń, przy którym nastąpi zniszczenie próbek po ok. 104 cyklach, a następnie obniżać poziomy naprężeń aż do momentu, w którym badane próbki nie ulegną zniszczeniu przy n = 2•106 cyklach. liczba poziomów naprężeń nie może być niższa od 5, a liczba próbek na poziomie nie mniejsza niż 3 sztuki. wyniki badań przedstawia się graficznie za pomocą wykresów wöhlera, smitha i heigha. autorzy artykułu wszystkie badania zmęczeniowe prowadzili przy tętniącym rozciąganiu i współczynniku asymetrii cyklu r = 0,1 (rys. 1). badania prowadzono na pulsatorze z częstotliwością 300 cykli na minutę. na podstawie analizy bernard wichtowski, marek wichtowski przeglad welding technology review rys. 1. przyjęty cykl naprężeń fig. 1. the adopted cycle of stresses doi: http://dx.doi.org/10.26628/ps.v90i5.905 91przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 statystycznej wyników badań próbek zniszczonych (rys. 2), metodą najmniejszych kwadratów, opracowano równanie prostej regresji w układzie logarytmicznym. uzyskano bardzo zróżnicowane wartości nieograniczonej wytrzymałości zmęczeniowej (wnwz) – zrj w porównaniu z wartościami fat (δσc) określonymi wg algorytmu zalecanego przez eurokod 3 [5]. uwzględniając nowe zalecenia wytrzymałości zmęczeniowej dla niezgodności spawalniczych (ns) poziomu jakości b i c [6] oraz zalecenia europejskiego komitetu jrc i eccs [7,8], w zakresie oceny trwałości zmęczeniowej istniejących mostów stalowych, zaistniałe zróżnicowanie wyników badań wymaga analizy wyjaśniającej. artykuł jest kom pilacją zagadnień wytrzymałości zmęczeniowej omówionej w 12 własnych publikacjach. stanowi rekapitulację tam zawartych wniosków. – próbek b – ze spoinami czołowymi poziomu jakości b+, b i c, dla których wnwz wynosi zrj = 125,3 mpa, – próbek c – ze spoinami czołowymi z pęknięciami wewnętrznymi o uzyskanej z badań wnwz równej zrj = 89,9 mpa, – próbek d – ze spoinami czołowymi przykrytymi jednostronnymi nakładkami rombowymi o wnwz zrj = 72,2 mpa. rys. 2. zniszczone próbki po badaniach zmęczeniowych fig. 2. damaged samples after fatigue tests rys.  3.  proste regresji z badań: (a) stali starzonej samorzutnie, (b) stali przestarzonej fig. 3. regression lines from tests of: (a) spontaneous aged steel, (b) overaged steel rys. 4. zestawienie prostych regresji badanych czterech rodzajów złączy ze spoinami czołowymi fig. 4. specification of regression lines of four tested types of joints with butt welds własne badania weryfikacyjne w latach 1956-1990 zakład konstrukcji metalowych politechniki szczecińskiej przeprowadził badania rentgenograficzne spoin czołowych w 155 mostach kolejowych [9]. ogółem przebadano 15875 złączy spawanych. w 34 obiektach wykryto pęknięcia spoin w 437 złączach oraz stwierdzono 4123 rentgenogramy o poziomie jakości d i o niezgodnościach spawalniczych większych od pj. d, tj. w 26% ogólnej liczby przebadanych złączy. powtórne badania niektórych mostów w odstępach 5÷8 letnich nie wykazały zmian lub powstania nowych pęknięć. w celu uzyskania częściowej odpowiedzi na pytanie: czy mogą zaistnieć takie okoliczności, które spowodują powstanie pęknięć, współautor (bw) podjął próbę wyznaczenia nieograniczonej wytrzymałości zmęczeniowej zrj i oszacowania wpływu starzenia materiału na tę wytrzymałość. przeprowadzono badania zmęczeniowe stali gatunku st3sx o zróżnicowanym stopniu starzenia oraz czterech grup mostowych złączy doczołowych. metodykę badań omówiono w pracach [9÷12], zaś zbiorcze zestawienie ich wyników przedstawiono w tablicy i i na rysunkach 3 i 4. określone tam proste regresji dotyczą badań zmęczeniowych: a) na rysunku 3 – próbek pss (a) – stali starzonej samorzutnie w okresie 35 lat, dla których wartość nieograniczonej wytrzymałości zmęczeniowej (wnwz) wynosi zrj = 145,3 mpa; – próbek pds (b) – stali starzonej samorzutnie w okresie 35 lat i dodatkowo poddanej starzeniu przyspieszonemu, o uzyskanej wnwz – zrj = 157,3 mpa. b) na rysunku 4 – próbek a – ze spoinami czołowymi zestarzonymi samorzutnie w okresie 45 lat, dla których wnwz wynosi zrj = 101,4 mpa; podana w kolumnie 7 tablicy i wartość tzw. współczynnika korelacji liniowej r stanowi kryterium potwierdzające liniową zależność pomiędzy wielkościami x i y (rys. 3 i 4). jego wartość zmienia się w granicach od |±1| do 0. gdy |r| = 1, to dopasowanie jest idealne, wszystkie punkty pomiarowe leżą na prostej. gdy r = 0, to zależność liniowa pomiędzy x i y nie istnieje. wzór na współczynnik korelacji ma postać: (1) gdzie: i = 1,2,3,...n; czyli n jest ilością par punktów (xi, yi). najniższe wartości współczynnika korelacji uzyskano w przypadku próbek stali przestarzonej pds (b) i próbek a ze spoinami czołowymi z konstrukcji estakady suwniczej eksploatowanej (starzonej) przez 45 lat. wartości te wynoszą odpowiednio r = -0,681 i -0,590. ich mała wartość świadczy o dużym rozrzucie uzyskanych wyników z poszczególnych badanych próbek. jest to wynik zaskakujący w odniesieniu do próbek (b) ze stali przestarzonej (pds), próbek bez koncentratorów naprężeń w postaci niezgodności spawalniczych. natomiast wszystkie próbki a miały niezgodności 92 przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 spawalnicze poziomu jakości > d, typu przyklejenia międzywarstwowego oraz braku przetopu i w dwóch przypadkach pęknięcia technologiczne o długości 15 i 32 mm. w wyniku dodatkowego starzenia stali pds dla próbek (b) nastąpił wyjątkowo duży wzrost jej granicy plastyczności re o 86%, a wytrzymałości rm o 26%. pomimo zaistniałych zmian właściwości materiałowych oraz zróżnicowanych wartości współczynników r = -0,983 i -0,681, dla próbek (a) i (b), uzyskano z badań mało zróżnicowane wartości wytrzymałości zmęczeniowej zrj = 157 i 145 mpa (por. rys. 3). wartości te są porównywalne z kategoriami zmęczeniowymi δσc podanymi w normie [5], dla tego typu próbek. są to: wyroby walcowane i ciągnione (karby 1, 2 i 3) oraz blachy cięte mechanicznie lub gazowo (karby 4 i 5), dla których δσc = 160÷125 mpa. wymagania zmęczeniowe  wg norm europejskich w normie pn-en 1993-1-9 [5] wytrzymałość zmęczeniowa jest zdefiniowana dla naprężeń normalnych za pomocą szeregu krzywych logδσr logn, z których każda odnosi się do określonej kategorii karbu. każda kategoria karbu jest oznaczona za pomocą liczby mianowanej w mpa, która reprezentuje wartość odniesienia δσc, tj. wytrzymałość zmęczeniową normatywną (kategoria zmęczeniowa) przy 2 mln cykli (rys. 3 i 4). krzywe wytrzymałości zmęczeniowej dla nominalnych naprężeń normalnych są zdefiniowane następująco: (2) gdzie: n – liczba cykli obciążenia; m – stała nachylenia krzywej zmęczeniowej, równa 3 lub 5; loga – stała, stowarzyszona z wielkością nachylenia i kategorią karbu. w normie podano kategorie karbu, jakie należy przypisać różnym szczegółom konstrukcyjnym elementów o przekroju otwartym i rurowym. z opisu tych kategorii wynika, że w odniesieniu dla złączy doczołowych są to spoiny poziomu jakości b, wg pn-en iso 5817 [6]. przyjmowanie tych kategorii w projektowaniu zalecał eccs już w latach osiemdziesiątych xx wieku [14]. nowa norma pn-en iso 5817 z 2014 r. zawiera dodatkowy załącznik c (informacyjny), w którym podano wymagania dotyczące spoin w stali narażonej na zmęczenie. podano wymagania w przypadku poziomów jakości spełniają cych kryteria klasy zmęczenia (fat). wartość klasy zmęczenia fat to zakres zmienności naprężeń δσc w odniesieniu do 2-milionowej liczby cykli nc ustalonej przy 75% granicy tolerancji ufności średniej z 95% prawdopodobieństwem przetrwania, z uwzględnieniem odchylenia standardowego, wielkości próby oraz wpływu naprężeń własnych. w analizie uwzględniono liczbę prób (nie mniejszą niż 10). w odniesieniu do spoin jakości c i b, zalecanych w mostach klasy wykonania exc2 i exc3, podano odpowiednie klasy zmęczenia fat. analizę jakości spoin w funkcji klas zmęczenia wg powyższych norm i badań weryfikacyjnych przedstawiono w [15]. w załączniku krajowym z 2010 r. do normy [5] zamieszczono postanowienie o treści: „przy wyznaczeniu wytrzymałości zmęczeniowej na podstawie badań stosuje się zasady określone w 7.1 (3)”, czyli wykorzystując wyniki badań weryfikacyjnych należy określić klasę fat zgodnie z wymogami normowymi. niestety eurokod 3 nie podaje metodyki postępowania przy wyznaczaniu klasy fat. według rozeznania autorów algorytm określania normowej kategorii karbu δσc podaje norma czeska čsn 731401 [16] z roku 1998 i norma brytyjska bs iso 12107 [17] z 2003 r. (ii wydanie z 2016 r.). wyznaczanie kategorii karbu ∆σc  według čsn 731401 postępując wg schematu podanego na rysunku 5: a) wyznacza się prostą regresji przy prawdopodobieństwie uszkodzenia 50% z równania: (3) w którym: (4) (5) przyjmując zmienne niezależne xi i yi przy n zniszczonych próbek wg tablicy i, otrzymuje się wartości sxx, syy i sxy oraz określa się równanie (3). b) na prostej regresji (3) przy n = 2•106 cykli określa się zakres zmienności naprężeń: (6) tablica i. charakterystyka badań zmęczeniowych 6 rodzajów próbek table i. characteristics of fatigue tests of 6 types of samples rodzaj  próbki liczba próbek  zniszczonych,  (niezniszcz.) liczba  poziomów  naprężeń σmax 1), mpa zakres liczby cykli n współczynnik  korelacji 2) (-r) próbki zniszczone próbki niezniszczone pss (a) 14 (2) 5 125, 150, 175, 200, 250 1711000, 97000 3254000, 2937000 0,983 pds (b) 14 (2) 4 150, 175, 200, 250 1226000, 142000 3290000, 3000000 0,681 a 7 (1) 4 85, 95, 105, 115 2035000, 102 800 3230000 0,590 b 15 (5) 5 100, 120, 130, 140, 160 1765000, 30000 3283000, 3000000 0,760 c 18 (3) 6 50, 80, 100, 120, 130, 140 2678000, 64000 3964000, 3266000 0,782 d 16 (3) 5 75, 80, 100, 120, 140 1990200, 386000 2391000, 2330000 0,873 1) badania prowadzono przy stałym współczynniku r = 0,1 i częstotliwości naprężenia 5hz 2) współczynnik korelacji liniowej (-r) wg [13] 93przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 c) uwzględniając obliczoną amplitudę naprężeń δσp na prostej regresji przy 95-procentowym prawdopodobieństwie trwałości wyznacza się liczbę cykli obciążenia np: (7) gdzie: t – wartość krytyczna rozkładu studenta t(v, γ) przy stopniu swobody v = n-2 i poziomie istotności γ = 0,05, sr – odchylenie standardowe oraz f określone są odpowiednio ze wzorów: (8,9) d) oblicza się wytrzymałość zmęczeniową normatywną: (10) postępując wg wyżej podanych zaleceń, określono klasy zmęczenia fat o wartościach zamieszczonych w kolumnie 4 tablicy ii oraz wyznaczono dla poszczególnych próbek wartości loga dla równań wytrzymałości zmęczeniowej (rys. 6 i 7) [12]. jednocześnie dla pełnego zobrazowania rys. 5. schemat postępowania przy wyznaczaniu kategorii karbu [16] fig. 5. procedure for the designation of the notch categories [16] tablica ii. wytrzymałość zmęczeniowa w [mpa] przy n = 2•106, 5•106 i 108 cyklach dla omawianych 11 szczegółów konstrukcyjnych table ii. fatigue strength in [mpa] at n = 2•106, 5•106, 108 cycles for the discussed 11 structural details szczegół konstrukcyjny rodzaj karbu zrj ∆σc ∆σd ∆σl pss (a) 145 118 86,9 47,7 pds (b) 157 59 43,5 23,9 1, 2, 3 – 160 117,9 64,8 4 – 140 103,2 56,7 5 – 125 92,1 50,6 a 101 38 28,0 15,4 b 125 80 58,9 32,4 c 90 45 33,1 18,2 d 79 28 20,6 11,3 zagadnienia w tablicy ii oraz na rysunku 6, podano także wartości fat i loga dla pięciu typów karbów elementów stali, które są określone w normie [5]. 94 przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 literatura [1] neimitz a.: mechanika pękania. pwn, warszawa 1998. [2] szubryt m., łukasik t.: wytrzymałość zmęczeniowa konstrukcji spawanych – metody nowego podejścia, biuletyn instytutu spawalnictwa w gliwicach, nr 1/2008. [3] wichtowski b.: spawane złącza doczołowe w mostach kolejowych w świetle kryterium przydatności użytkowej konstrukcji, przegląd spawalnictwa, nr 5/2016. [4] pn-76/h-04325 badanie metali na zmęczenie – pojęcia podstawowe i ogólne wytyczne przygotowanie próbek oraz przeprowadzania prób. [5] pn-en iso 1993-1-9: 2007 eurokod 3: projektowanie konstrukcji stalowych – część 1-9: zmęczenie. [6] pn-en iso 5817: 2014 spawanie – złącza spawane ze stali, niklu, tytanu i ich stopów (z wyjątkiem spawanych wiązką – poziomy jakości według niezgodności spawalniczych. [7] kühn b., et. al.: assessment of existing steel structures: recommendation for estimation of remaining fatigue life. jrc scientific and technical report no. 43401, european commison, joint research centre, luxempburg 2008. [8] wichtowski b.: trwałość zmęczeniowa najstarszych spawanych mostów w polsce w świetle badań, przegląd spawalnictwa, nr 5/2017. [9] wichtowski b.: wytrzymałość zmęczeniowa spawanych złączy doczołowych w stalowych mostach kolejowych, pn psz. nr 527, wydawnictwo politechniki szczecińskiej, szczecin 2002. wnioski przedstawione badania stali starzonej oraz czterech typów spoin są zasadne, gdyż dotyczą wytrzymałości zmęczeniowej elementów (karbów) nieuwzględnionych w normie [5]. duże zróżnicowanie uzyskanych wartości zrj, od 80 do 125 mpa, zostało spowodowane niejednakową strukturą stali oraz występującymi niezgodnościami spawalniczymi (ns) będącymi koncentratorami naprężeń. zgodnie z rozwiązaniem c.e. inglisa [1], naprężenie rozciągające σa w wierzchołku koncentratora oblicza się ze wzoru: (11) gdzie: σzw – naprężenie zewnętrzne; t – 1/2 długości ns; ρ – promień zaokrąglenia w dnie karbu. dokładne wartości σa wywołane przez zróżnicowane typy ns w funkcji ich kształtu t/ρ i określone przez g. najbiera [18], przeanalizowano w [9]. według normy [6] klasy zmęczenia spoin czołowych fat, ustalone przy 75% granicy tolerancji ufności z 95% prawdopodobieństwem przetrwania, zamieszczone w normie [5] przyjęto wg badań iiw [19]. są to spoiny sprawdzane metodami ndt, o poziomie jakości b i c, z ns wewnętrznymi w postaci pęcherzy i wtrąceń stałych. praktycznie są to ns kuliste, dla których wartości naprężenia σa wynoszą σa = 2,04σzw, niezależnie od wielkości wady. zdaniem autorów, słusznie eurokod 3 dla tego rodzaju spoin uporządkował reguły projektowania konstrukcji stalowych narażonych na zmęczenie. są to zalecenia dla konstrukcji projektowanych, a nie dla konstrukcji eksploatowanych ze spoinami niekiedy poziomu jakości d i większymi od d; porównaj wartości δσc w tablicy ii. potwierdzeniem takiego rozumowania jest uwaga (3) w postanowieniach ogólnych normy [5] o brzmieniu: „niniejsze reguły stosuje się do konstrukcji, których wykonanie jest zgodne z en 1090”. zdaniem autorów, wzorem pn-en 1993-1-10 należało również w normie pn-en 1993-1-9 zaznaczyć, że wymogi zamieszczone nie dotyczą konstrukcji użytkowanych, o nieznanym poziomie jakości wg niezgodności spawalniczych i w indywidualnych badaniach nie należy stosować normowego określania kategorii zmęczeniowych. bazować wówczas należy na wartościach zrj. [10] wichtowski b.: wpływ starzenia stali na jej wytrzymałość zmęczeniową, inżynieria i budownictwo, nr 5/2009. [11] wichtowski b.: kategorie zmęczeniowe spoin czołowych poprzecznych badanych laboratoryjnie, inżynieria i budownictwa, nr 5/2007. [12] wichtowski b.: ocena zmęczenia i doboru stali na konstrukcje stalowych mostów spawanych wg eurokodu 3, przegląd spawalnictwa, nr 12/2009. [13] szydłowski h. (red.): teoria pomiarów, pwn, warszawa 1981. [14] recommendations for the fatigue design of steel structures, first edition, no 43, the european convention for constructional steelwork, lausanne 1985. [15] wichtowski b., hołowaty j.: jakość spoin czołowych w mostach w funkcji klas zmęczenia według norm europejskich i badań własnych, inżyniera i budownictwo, nr 9/2016. [16] čsn 731401: 1998 navrhovani ocelovych konstrukci. [17] bs iso 12107: 2003 metallic materials – fatigue testing – statistical planning and analysis of data. [18] najbier g.: koncjentracija naprjażenij. gostiechizdat, moskwa 1947. [19] hobbacher a., kassner m.: on relation between fatigue properties of welded joints, quality criteria nad groups in iso 5817. iiw – document xiii – 2323-10. rys.  6.  krzywe wytrzymałości zmęczeniowej (2) dla pss i pps oraz pięciu szczegółów normowych [5] fig. 6. curves of fatigue strength (2) for pss and pps and five standard details [5] rys. 7. krzywe wytrzymałości zmęczeniowej (2) dla czterech rodzajów spoin czołowych fig. 7. curves of fatigue strength (2) for four types of butt welds 201209_pspaw.pdf 46 przegląd spawalnictwa 9/2012 wojciech żórawski norbert radek mikrostruktura i właściwości natryskiwanych naddźwiękowo powłok wc-12co po obróbce elektroiskrowej microstructure and properties of supersonically sprayed  wc-12co coatings after electro-spark deposition process dr inż. wojciech żórawski, dr inż. norbert radek – politechnika świętokrzyska, kielce. streszczenie w artykule przedstawiono wyniki badań natryskiwanych naddźwiękowo nanostrukturalnych i konwencjonalnych powłok wc-12co po obróbce elektroiskrowej (esd) elektrodą z węglika wolframu. analiza zmian mikrostruktury i właściwości powłok została przeprowadzona przy użyciu mikroskopu skaningowego joel jsm-5400. do określenia zmian rozkładu pierwiastków zastosowano mikrosondę isis 300 oxford instruments, a zmiany składu fazowego zostały zbadane dyfraktometrem d8 advance (bruker). stwierdzono, że na powierzchniach nałożonych powłok po obróbce esd została utworzona homogeniczna powłoka z niską zawartością kobaltu o bardzo dobrej przyczepności, a wysoka temperatura procesu spowodowała zmiany fazowe w powłoce. obydwie natryskiwane powłoki wc-12co po obróbce elektroiskrowej miały podobną twardość, chropowatość oraz współczynnik tarcia, a powłoka nanostrukturalna wc-12co wykazała większą odporność na zużycie ścierne. abstract the paper concerns properties of hvof sprayed two tungsten carbide coatings after applying electro-spark deposition process (esd). after finishing microstructure of sprayed coatings were changed by applying tungsten carbide electrode. analysis of changes in microstructure and properties of the coatings was performed using scanning electron microscope joel jsm-5400. to determine the changes in the distribution of elements was used microprobe isis 300 oxford instruments and the changes of phase composition were examined by d8 advance (bruker) diffractometer. it was found that on the surfaces of sprayed coatings after esd process was formed a homogeneous layer with a low content of cobalt and very good adhesion. the high temperature of the process caused changes in phase composition of sprayed coating. both sprayed wc-12co coating after esd process have similar hardness, roughness and coefficient of friction. the nanostructured wc-12co coating showed higher resistance to abrasive wear. wstęp węglik wolframu charakteryzuje się wysoką twardością oraz odpornością na pękanie. właściwości te spowodowały, że znalazł szerokie zastosowanie w różnych gałęziach przemysłu, przede wszystkim na narzędzia skrawające oraz części maszyn o bardzo wysokiej odporności na zużycie w postaci spieków. nowe możliwości wykorzystania doskonałych właściwości węglika wolframu umożliwiło wprowadzenie w latach 50. xx w. procesu natryskiwania plazmowego, co pozwoliło na zastosowanie tego materiału w postaci powłoki cermetalowej składającej się z ziaren węglika wolframu osadzonych w kobaltowej matrycy. jednak wysoka temperatura strumienia plazmy i obecność tlenu prowadziły do zmian fazowych w natryskiwanym proszku, co w konsekwencji powodowało znaczne pogorszenie właściwości powłok, zwłaszcza w porównaniu z materiałami spiekanymi [1]. znacznie lepsze właściwości miały powłoki natryskiwane detonacyjnie wprowadzone już w połowie 47przegląd spawalnictwa 9/2012 lat 50., jednak metoda ta została opatentowana i ze względów komercyjnych nie została rozpowszechniona. znaczny postęp nastąpił w połowie lat 80., kiedy jim browning opracował nowy proces natryskiwania naddźwiękowego hvof, który umożliwił otrzymywanie powłok z węglika wolframu o bardzo wysokiej jakości [2, 3]. pozwoliło to na znaczne rozszerzenie zastosowań tych powłok. ich bardzo wysoka odporność na zużycie i korozję pozwala w wielu przypadkach na eliminację powłok chromowych nakładanych galwaniczne, których proces wytwarzania wiąże się z powstawaniem kancerogennego chromu sześciowartościowego. jednocześnie rozwój nanotechnologii spowodował intensyfikację badań nad wykorzystaniem nanomateriałów w procesach natryskiwania cieplnego, co umożliwiło otrzymywanie nowej klasy powłok o budowie nanostrukturalnej i lepszych właściwościach. mimo ogromnego postępu w zakresie zastosowania powłok natryskiwanych cieplnie, a w szczególności natryskiwania plazmowego i naddźwiękowego, nadal prowadzone są badania nad polepszeniem ich właściwości. wiąże się to przede wszystkim z eliminacją porowatości, ograniczeniem zmian fazowych, zwiększeniem wytrzymałości, a przede wszystkim modyfikacją warstwy wierzchniej. można ją uzyskać w wyniku uszczelniania powłok, stosowania różnych dodatków, obróbki cieplnej lub zastosowania jednej z metod inżynierii powierzchni. metody te są stosowane również do poprawy właściwości powłok natryskiwanych z węglika wolframu. elektrolityczna impregnacja powłoki miedzią poprawiła jej właściwości trybologiczne [4]. dodatek 6% etfe do natryskiwanego proszku obniżył współczynnik tarcia natryskiwanej naddźwiękowo powłoki wc-12co [5]. obróbka cieplna nanostrukturalnych powłok wc-co zwiększyła ich twardość i poprawiła o 45% odporność na zużycie ścierne [6, 7]. jednak zastosowanie procesu borowania do powłok z węglika wolframu spowodowało obniżenie twardości powłoki wc-12co i nie polepszyło jej właściwości [1]. nowe możliwości podwyższenia właściwości powłok wc-co stwarza obróbka elektroiskrowa (elektrospark deposition – esd). umożliwia ona nakładanie na wybranych powierzchniach powłok z różanych materiałów o grubości od kilku do kilkudziesięciu mikrometrów. dodatkową zaletą tego procesu jest bardzo wysoka adhezja nałożonych powłok do podłoża. procesy obróbki elektroerozyjnej związane są z przepływem masy i energii, którym towarzyszą reakcje chemiczne i elektrochemiczne. w czasie procesu nakładania powłok występuje lokalnie bardzo wysoka temperatura sięgająca (5÷40)103 k oraz bardzo wysoka ciśnienie rzędu (2÷7)103 gpa. w przeprowadzonej pracy zastosowano obróbkę elektroiskrową esd do poprawy właściwości natryskiwanych naddźwiękowo powłok nanostrukturalnych i konwencjonalnych z węglika wolframu. metodyka badań dwie powłoki natryskiwane z nanostrukturalnego i konwencjonalnego proszku wc-12co zostały poddane procesowi obróbki elektroiskrowej. na rysunku 1a i 2a pokazano wielkość i morfologię ziaren obydwu natryskiwanych proszków; nanostrukturalnego (infralloy s7412) oraz konwencjonalnego (amperit 519.074). są to materiały przeznaczone specjalnie do natryskiwania cieplnego, otrzymywane w wyniku aglomeracji oraz spiekania drobnych ziaren proszku. mają one bardzo duży udział ziaren o kształcie sferoidalnym, co znacznie zwiększa ich sypkość w porównaniu z proszkami o nieregularnym kształcie ziarna. na wykonanym zgładzie metalograficznym ziaren proszku widoczna jest ich budowa (rys. 1b i 2b). ziarna są porowate, co jest wynikiem procesu ich wytwarzania. przeprowadzone badania (sem) struktury ziaren proszku wc-12co-n wykazały, że w ich skład wchodzą nanokryształy (rys. 3). do natryskiwania powłok zastosowano system natryskiwania naddźwiękowego hybrid diamond jet hvolf, w którym do procesu natryskiwania jako rys. 1. nanostrukturalny proszek wc-12co: a) ziarna proszku, b) przekrój ziaren proszku fig. 1. nanostructured wc-12co powder: a) powder particles, b) cross-section of the particles rys. 2. konwencjonalny proszek wc-12co: a) ziarna proszku, b) przekrój ziaren proszku fig. 2. conventional wc-12co powder: a) powder particles, b) cross-section of the particles rys. 3. morfologia nanostrukturalnego ziarna proszku wc-12co fig. 3. morphology of nanostructured wc-12co powder particles 48 przegląd spawalnictwa 9/2012 paliwo została zastosowana mieszanina propanu i tlenu. zastosowano następujące parametry natryskiwania: ciśnienie propanu – 0,69 mpa, natężenie przepływu propanu – 77 nl/min, ciśnienie tlenu – 1,03 mpa, natężenie przepływu tlenu – 252 nl/min, ciśnienie powietrza – 0,72 mpa, natężenie przepływu powietrza – 375 nl/min, odległość natryskiwania – 200 mm. do badania struktury i składu chemicznego proszków i powłok zastosowano mikroskopy skaningowe: jsm-5400 z mikrosondą isis 300 oxford (eds) oraz fei company novaä nanosem 200. badania składu fazowego prowadzono na dyfraktometrze d8 advance (bruker). w badaniach zastosowano filtrowane promieniowanie serii kα, anody co o długości fali λ = 1,78897 • 10-10 m. do badań metalograficznych stosowano próbki ze stali węglowej wyższej jakości c45 o wymiarach 50x25x5 mm z powłokami węglikowymi natryskiwanymi naddźwiękowo przed i po modyfikacji edm. natomiast do badań trybologicznych stosowano pierścienie ze stali c45 o wymiarach ø46xø25x6 mm z powłokami wc-12co oraz wc-17co natryskiwanymi naddźwiękowo przed i po modyfikacji edm. przed procesem próbki ze stali c45 zostały poddane obróbce strumieniowo-ściernej elektrokorundem 12eb przy ciśnieniu 0,5 mpa. średnia grubość nałożonych powłok po szlifowaniu wynosiła ok. 0,3÷0,4 mm. modyfikację elektroerozyjną powierzchni obydwu powłok wc-12co przeprowadzono elektrodą wc8co na urządzeniu eil-8a z zastosowaniem następujących parametrów: napięcie u = 230 v, pojemność kondensatorów c = 150 μm, natężenie prądu i = 2,4 a. pomiary mikrotwardości wykonano metodą vickersa przy użyciu mikrotwardościomierza matuzawa mmt-x3a, stosując obciążenie 100 g i 5 g. wykonano 15 pomiarów (dla każdej powłoki), a następnie obliczono wartość średnią z tych pomiarów. mikrotwardość powłoki wc-12co wyniosła 1147 hv0,1, natomiast powłoki wc-17co 1640 hv0,1. do pomiaru chropowatości powierzchni wykorzystano przyrząd talysurf 4 z programem suform, który znajduje się w laboratorium komputerowych pomiarów wielkości geometrycznych katedry technologii mechanicznych i metrologii pśk. wykonano 10 pomiarów (dla każdej powłoki), a następnie obliczono wartość średnią z tych pomiarów. badania tribologiczne powłok zostały wykonane na testerze tribologicznym t-01m typu kulka-pierścień. przeciwpróbką była kulka o średnicy ø6,35 mm (¼’’) wykonana ze stali 100cr6. badania na testerze przeprowadzono przy następujących parametrach tarcia: obciążenie 4,9 n, prędkość liniowa v = 1 m/s, czas próby t = 3600 s. do określenia odporności na zużycie ścierne natryśniętych powłok po obróbce esd zastosowano tester tribologiczny t-07 (dry sand-rubber wheel machine). wyniki badań i dyskusja przed nałożeniem powłok elektroiskrowych obydwie natryśnięte naddźwiękowo powłoki wc-12co były szlifowane (rys. 4a i 5a). widoczna jest znikoma ilość niewielkich porów oraz równoległe rysy będące wynikiem obróbki szlifierskiej. chropowatość powierzchni ra wynosiła odpowiednio 0,034 i 0,054 mm dla powłoki nanostrukturalnej i konwencjonalnej, a mikrotwardość odpowiednio 1131,7±83 i 984,2±68 hv0,1. mikrostruktura tych powierzchni uległa zmianie po obróbce elektroiskrowej elektrodą wc8co, tzn. nałożeniu warstwy elektroiskrowej (rys. 4). pomimo że parametry obróbki były takie same dla obydwu powłok, to w powłoce nanostrukturalnej pojawiła się duża ilość okrągłych porów. powierzchnie po obróbce elektroiskrowej są gładkie, ale można na nich zaobserwować niewielkie pęknięcia. chropowatość powłok wyniosła odpowiednio 1,93 i 2,33 mm dla powłoki nanostrukturalnej i konwencjonalnej, a mikrotwardość odpowiednio 1316±47 i 1288±54 hv0,1. na rysunku 6a i 6b przedstawiono mikrostruktury obydwu powłok – nanostrukturalnej i konwencjonalnej wc-12co z nałożoną elektroiskrowo warstwą z zastosowaniem elektrody wc8co. grubość warstw uzyskanych w wyniku obróbki esd wyniosła 7÷9 µm. widoczna jest wyraźna różnica w budowie mikrostruktury natryskiwanych naddźwiękowo powłok rys. 4. mikrostruktura powierzchni: a) natryskiwanej nanostrukturalnej powłoki wc-12co po szlifowaniu, b) po nałożeniu warstwy elektroiskrowej fig. 4. surface microstructure: a) sprayed nanostrustured wc-12co coating after grinding, b) after electro-spark discharge deposited layer rys. 5. mikrostruktura powierzchni: a) natryskiwanej konwencjonalnej powłoki wc-12co po szlifowaniu, b) po nałożeniu warstwy elektroiskrowej fig. 5. surface microstructure: a) sprayed conventional wc-12co coating after grinding, b) after electro-spark discharge deposited layer 49przegląd spawalnictwa 9/2012 oraz naniesionej elektroiskrowo warstwy. na obydwu zgładach nałożonych powłok widoczne są drobne jasne nieodkształcone ziarna, które są osadzone w ciemnej matrycy (rys. 6a i 6b). przeprowadzona analiza liniowa pokazała nierównomierny rozkład pierwiastków w powłoce natryskiwanej naddźwiękowo (rys. 6c i 6d). można wyróżnić strefy, w których występuje znaczne zróżnicowanie ilości wolframu i kobaltu. na tej podstawie można stwierdzić, że w nałożonych powłokach jasna faza o dużej zawartości wolframu to ziarna węglika wolframu, natomiast ciemna matryca to obszar bogaty w kobalt z niedużą zawartością wolframu. w obydwu powłokach widoczna jest niewielka porowatość. nałożona elektroiskrowo na powłoki warstwa w obydwo przypadkach ma jednorodną budowę z niewielką ilością okrągłych porów, która jest większa w przypadku warstwy naniesionej na nanostrukturalną powłokę wc-12co (rys. 6a i 6b). analizy liniowe warstw pokazują wyższą zawartość wolframu, niższą zawartość kobaltu oraz ich bardziej równomierny rozkład w nałożonej elektroiskrowo powłoce niż w przypadku powłok natryskiwanych (rys. 6c i 6d). jest to wynikiem niższej zawartości kobaltu (8%) w elektrodzie zastosowanej do nałożenia warstwy elektroiskrowej. stopniowa zmiana zawartości w i co przy przejściu z powłoki do warstwy świadczy o jej bardzo dobrym połączeniu z powłoką. przeprowadzone badania dyfraktometryczne umożliwiły zidentyfikowanie składu fazowego powłok przed obróbką (rys. 4a i 5a) i po obróbce elektroiskrowej (rys. 4b i 5b). na podstawie analizy dyfraktogramów natryskiwanych powłok można stwierdzić wysoką intensywność pików wc, który był głównym składnikiem natryskiwanych proszków [8]. obecne na dyfraktogramach małe piki wolframu są wynikiem wpływu temperatury naddźwiękowego strumienia na natryskiwany proszek, co spowodowało dekompozycję wc i obecność w powłoce niewielkiej ilości czystego wolframu. utworzona na powierzchni utworzonej powłoki w wyniku obróbki elektroiskrowej warstwa ma bardziej złożony skład fazowy. w przypadku powłoki nanostrukturalnej pojawia się, oprócz fazy wc, nowa faza co2w4c oraz niewielka ilość fazy co2c. w warstwie utworzonej na powłoce konwencjonalnej oprócz fazy wc występuje również intensywna faza w2c oraz niewielka obecność fazy co3w10c3. nowe fazy w warstwie nałożonej elektrodą wc8co to rezultat występowania lokalnie bardzo wysokiej temperatury sięgającej (5÷40)103 k, co powoduje dekompozycję materiału powłoki oraz elektrody [9]. występujące różnice w składzie fazowym utworzonych warstw będą przedmiotem dalszych badań. dla nanostrukturalnej powłoki wc-12co po szlifowaniu współczynnik tarcia wyniósł 0,2, a dla powłoki z warstwą esd 0,62. natomiast w przypadku konwencjonalnej powłoki wc-12co wyniósł on 0,3, a dla powłoki z warstwą esd 0,58. zmiany współczynnika tarcia są wynikiem zmiany mikrogeometrii współpracującej powierzchni ze stalową kulką. niezależnie od składu utworzonej powłoki, nałożona na nią warstwa elektroiskrowa ma zbliżoną mikrotwardość, twardość i chropowatość, co powoduje, że współczynniki tarcia w obydwu przypadkach są zbliżone. wyniki badań zużycia ściernego nanostrukturalnych i konwencjonalnych powłok wc-12co przed i po obróbce elektroiskrowej są przedstawione na rysunku 7. przed każdym testem próbki były myte w acetonie i następnie ważone na wadze elektronicznej z dokładnością ±0,1 mg. na podstawie wyników badań można stwierdzić, że natryskiwane powłoki wc-12co po obróbce elektroiskrowej wykazały mniejsze zużycie niż powłoki bez tej obróbki. największą odporność na zużycie ma nanostrukturalna powłoka wc-12co po obróbce esd. rys. 6. mikrostruktura: a) natryśniętej nanostrukturalnej powłoki wc-12co po obróbce esd, b) natryśniętej konwencjonalnej powłoki wc-12co po obróbce esd, c, d) rozkład liniowy fig. 6. surface microstructure a) sprayed nanostrustured wc-12co coating after esd manufacturing, b) sprayed conventional wc-12co coating after esd machining, c) eds analysis rys. 7. zużycie ścierne natryskiwanych naddźwiękowo powłok wc-12co przed i po obróbce elektroiskrowej fig. 7. abrasive wear of ultrasonically sprayed wc-12co coatings before and after electro-spark discharge machining u tr at a w ag i, m g czas, min 50 przegląd spawalnictwa 9/2012 wnioski w wyniku obróbki elektroiskrowej natryskiwanych naddźwiękowo powłok wc-12co powstała jednorodna warstwa węglika wolframu z niewielką zawartością kobaltu. utworzona w wyniku procesu esd warstwa ma inną mikrostrukturę oraz skład fazowy niż nałożono naddźwiękowo powłoka wc-12co. nałożona warstwa esd jest dobrze związana z powłoką, o czym świadczy stopniowa zmiana zawartości składników powłoki i warstwy. współczynnik tarcia w obydwu przypadkach natryskiwanych powłok węglikowych z warstwą esd jest zbliżony, ponieważ jej skład, mikrostruktura, twardość i chropowatość są podane. nanostrukturalna powłoka wc-12co po obróbce elektroiskrowej wykazała największą odporność na zużycie ścierne. literatura [1] niinobe k., watanabe s., itakura k., sakoda n., tajiri t.: matsue and kurashiki: pack boronizing of hvof-sprayed wc-co coatings. international thermal spray conference, osaka 2004, s. 895-897. [2] yilbas b.s., arif a.f.m., gondal m.a.: hvof coating and laser treatment: three-point bending tests. journal of materials processing tech. vol.: 164-165, complete, may 15, 2005, s. 954-957. [3] kim j.h., baik k.h., seong b.g., hwang s.y.: the influence of post heat-treatment on the wear properties of nano-structured wc-co coatings. international thermal spray conference, basel 2005, s. 494-497. [4] yuan jianhui, zhu yingchun, zheng xuebing, ruan qichao, ji heng: improvement in tribological properties of atmospheric plasma-sprayed wc–co coating followed by cu electrochemical impregnation. applied surface science vol.: 255, issue: 18, june 30, 2009, s. 7959-7965. [5] mindivan harun: wear behavior of plasma and hvof sprayed wc-12co+6% etfe coatings on aa2024-t6 aluminium alloy. surface & coatings technology vol.: 204, issue: 12-13, march 15, 2010, s. 1870-1874. [6] kim j.h., baik k.h., seong b.g., hwang s.y.: effects of post-spraying heat treatment on wear resistance of wc–co nanocomposite coatings. materials science and engineering a 449-451 (2007). s. 876-879. [7] ahmed r., stewart s., stoica v., itsukaichi t.: influence of post-treatment on the tribo-mechanical properties of cermet coatings. international thermal spray conference, osaka 2004, s. 912 -917. [8] żórawski w., burakowski t.: mikrostruktura nanostrukturalnych powłok węglikowych natryskanych naddźwiękowo. inżynieria materiałowa 6/2008, s. 608-610. [9] liu j., wang r., qian y.: the formation of a single-pulse electrospark deposition spot, surface & coatings technology, 200, 2005, s. 2433-2437. 54. naukowo-techniczna konferencja spawalnicza pt.: osiągnięcia – potrzeby – wyzwania organizowana przez instytut spawalnictwa konferencja odbędzie się w dniach 16-18 października 2012 r. równocześnie z międzynarodowymi targami spawalniczymi expowelding 2012 na terenie centrum targowo-wystawienniczego expo silesia w sosnowcu. konferencja i targi spawalnicze są najważniejszym polskim wydarzeniem branży spawalniczej tego roku. w trzydniowej konferencji wezmą udział specjaliści, naukowcy i praktycy w dziedzinie spawalnictwa i technologii pokrewnych. podczas konferencji wygłoszonych zostanie 25 referatów, w tym 11 zagranicznych, poświęconych zarówno spawaniu nowoczesnych materiałów, jak i monitoringowi procesów łączenia, modelowaniu cyfrowemu oraz ocenie stanu spawalnictwa dziś i prognozom na przyszłość. konferencja jest okazją do pozyskania nowej wiedzy, ale także umożliwia spotkanie specjalistów z branży i wymianę doświadczeń. uczestnicy konferencji będą mogli codziennie odwiedzać stoiska wystawców targów expowelding 2012. zgłoszenia na konferencję są przyjmowane do 14 września: komitet organizacyjny 54. naukowo-technicznej konferencji spawalniczej instytut spawalnictwa ul. bł. czesława 16-18, 44-100 gliwice tel.: 32 231 00 11 w. 367, 222, 395 fax: 32 231-46-52, 32 331-61-05 e-mail: is@is.gliwice.pl, market@is.gliwice.pl program konferencji i warunki uczestnictwa są zamieszczone na stronie: www.konferencja.is.gliwice.pl ps 9 2016 www.pdf 75przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 flussmittelfreies löten mit induktions-  oder widerstandserwärmung  – eine alternative zum ofenlöten beztopnikowe lutowanie indukcyjne lub oporowe – alternatywa lutowania piecowego dr. peter salzberg – potsdam. autor korespondencyjny/corresponding author: p.salzberg@flussmittelfreies-löten.de streszczenie w pracy przedstawiono możliwości lutowania stali i stopów miedzi bez użycia topników, stosując grzanie indukcyjne lub oporowe. uwzględniając określone warunki brzegowe tej metody lutowania, porównano ją z lutowaniem beztopnikowym piecowym, zdominowanym obecnie przez przemysł produkcji masowej. pomimo optymalnego przygotowania i wyposażenia stanowiska do lutowania, metoda lokalnego grzania nie była w stanie doprowadzić do uzyskania połączenia z czystą/błyszczącą powierzchnią w tak krótkim czasie. dlatego firma wolf & partner gmbh udoskonaliła wspomniane rozwiązanie aby, tak jak w przypadku lutowania piecowego, otrzymać polutowane elementy z czystą/błyszczącą powierzchnią. efekt ten uzyskano, gdy miejscowo podgrzane elementy zostały wprowadzone do tunelu ochronnego. długość tunelu zależy od wielkości lutowanych elementów i wynosi ok. 1 m. lutowanie w osłonie gazu może być realizowane na linii transportowej skokowo lub w sposób ciągły. lut w postaci drutu lub odpowiednich kształtek może być podawany automatycznie do miejsca lutowania. słowa kluczowe: lutowanie beztopnikowe; lutowanie piecowe; czyste powierzchnie; podgrzewanie indukcyjne lub oporowe; tunel z gazem ochronnym zusammenfassung in dem beitrag werden die möglichkeiten zum flussmittelfreien löten von stahloder kupferbasisbaugruppen mit induktionsoder widerstandserwärmung vorgestellt. unter berücksichtigung bestimmter randbedingungen sind diese lötverfahren dem ofenlöten, das in der industrie beim flussmittelfreien löten eine vorherrschende position einnimmt, überlegen. trotz optimaler gestaltung und anordnung der lötvorrichtungen war das löten mit den oben genannten lokalen erwärmungsverfahren bisher nicht in der lage, lötverbindungen mit blanken oberflächen in kurzer zeit herzustellen. deshalb wurde dieses verfahren bei der wolf & partner gmbh weiterentwickelt, um, wie beim ofenlöten, blanke lötbaugruppen nach dem löten zu erhalten. zu diesem zweck werden die lokal erwärmten bauteile durch einen schutzgastunnel gefahren. die länge des tunnels hängt von der masse der zu lötenden bauteile ab und beträgt ca. 1,0 m. das schutzgaslöten kann auf einem takttisch oder in einem linientransfersystem erfolgen. das lot wird als draht über drahtvorschübe oder formteile automatisch an die lötstelle gebracht. keywords: flussmittelfreies löten; ofenlöten; blanken oberflächen; induktionsoder widerstandserwärmung; schutzgastunnel einleitung das schutzgaslöten von lötbaugruppen in der industrie erfolgt entweder durch das löten im durchlaufofen oder durch das löten mit lokaler erwärmung. obwohl das schutzgaslöten im durchlaufofen solche nachteile hat, wie erwärmung des gesamten bauteils schlechte automatische prozessgestaltung ständiger verbrauch von elektroenergie und schutzgas nimmt diese technologie in der löttechnik trotzdem eine führende rolle ein. zum löten werden die lötbaugruppen gesammelt, durch den ofen geschickt und danach zur weiteren bearbeitung durch den betrieb transportiert. diese diskontinuierliche fertigungsmöglichkeit lässt nur schwer eine voll automatische herstellung der lötbaugruppen zu. weiterhin wird das ofenlöten dann problematisch, wenn die zu lötenden baugruppen kaltverfestigt sind und diese eigenschaft auch nach dem löten noch vorhanden sein muss. der entscheidende vorteil des ofenlötens besteht darin, dass die oberflächen der lötbaugruppen nach dem löten blank sind und keiner nacharbeit bedürfen. peter salzberg przeglad welding technology review 76 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 um beim schutzgaslöten mit lokaler erwärmung ebenfalls blanke bauteiloberflächen zu erhalten, müssen die bauteile nach dem löten unter schutzgas abgekühlt werden. die abkühlzeit ist massenabhängig und beträgt ca. 30 bis 180 s. um diesen zeitbedarf zu minimieren, wird beim löten mit lokaler erwärmung in mehreren vorrichtungen gelötet, die nacheinander zu bedienen sind [1]. eine derartige arbeitsweise zieht zwangsläufig eine hohe investition nach sich, weil jede lötvorrichtung eine eigene wärmequelle benötigt. um auch mit lokaler erwärmung blanke bauteiloberflächen in kurzer taktzeit zu erhalten, musste diese löttechnologie abgeändert werden, um die vorteile des ofenlötens –blanke oberflächenmit den vorteilen der lokalen erwärmung -vollautomatische herstellung von lötbaugruppenzu verbinden. zu diesem zweck werden die lokal erwärmten bauteile durch einen schutzgastunnel gefahren. die länge des tunnels hängt von der masse der zu lötenden bauteile ab und beträgt ca. 1,0 m. das schutzgaslöten kann auf einem takttisch oder in einem linientransfersystem erfolgen. das lot wird als draht über drahtvorschübe oder formteile automatisch an die lötstelle gebracht. physikalische grundlagen  des tunnellötens die notwendigen änderungen zu den herkömmlichen verfahren sind aus den physikalischen vorgängen des lötprozesses ableitbar. die blanken oberflächen entstehen beim schutzgaslöten während des erwärmungsprozesses und sind voraussetzung für das fließen des lotes. kühlt das bauteil unter schutzgas lange genug ab (auf ca. 200 °c), dann bilden sich an der atmosphäre keine sichtbaren anlassfarben auf der bauteiloberfläche aus und das bauteil bleibt blank. damit die gelöteten bauteile ohne zusätzlichen zeitaufwand abkühlen können, müssen sie, wie beim schutzgasdurchlaufofen, solange durch eine sauerstofffreie schutzgasatmosphäre gefahren werden, bis sich keine anlassfarben mehr ausbilden können. dieses erfolgt am einfachsten, indem das bauteil mit werkstückträger durch einen feststehenden schutzgastunnel bewegt wird. das kann mittels rundtakttisch im kreis oder im horizontaltransfer mittels hubbalken in einer linie erfolgen. die lötbaugruppen können manuell oder automatisch in den tunnel gebracht werden. die erwärmung erfolgt lokal mittels widerstandsoder induktionserwärmung. bei der widerstandserwärmung ist die lötstelle in den sekundärstromkreis eines transformators zu montieren. durch die direkte ankopplung von bauteil und elektroden wird der sekundärstromkreis kurzgeschlossen. nach anlegen einer spannung an die primärwindung des trafos wird ein hinreichend großer strom erzeugt, sodass die fügestelle, die sich in einer speziellen schutzgaskammer befindet, im direkten stromdurchgang erwärmt wird. zunächst erwärmt sich die kontaktstelle (wärmequelle) und dann durch wärmeleitung der rest des bauteils. bei einer einsteckverbindung liegt die kontaktstelle im innern der lötstelle. damit kommt die wärme bei diesem erwärmungsverfahren von innen. dieses erwärmungsverfahren ist für das löten von kleinen und kompakten bauteilen gut einsetzbar. bei der induktionserwärmung erfolgt das ankoppeln zwischen induktor und bauteil berührungslos. die zum löten notwendige arbeitstemperatur wird durch wirbelstromwärme an der außenhaut des bauteils erzielt. durch die wärmeleitung erwärmt sich dann das gesamte bauteil. damit lässt sich ableiten, dass die induktionserwärmung für das löten von großen und dünnwandigen bauteilen hervorragend geeignet ist. als schutzgase haben sich für beide fügeverfahren argon 4.6, formiergas 90/ 5 oder stickstoff 4.6 bewährt. das ausbreiten eines lotes unter schutzgasbedingungen ist folgendermaßen erklärbar: die benetzung einer metall oberfläche durch lot setzt voraus, dass die auf ihr haftende oxidschicht entfernt werden muss. von lugscheider u.a. [2] ist gezeigt worden, dass für das aufbrechen der oxidschicht die unterschiedliche wärmeausdehnung von grundwerkstoff und oxid verantwortlich ist. sind die abweichungen der gitterparameter bzw. atomund molvolumen von oxid und grundwerkstoff größer als 15% prozent, so kommt es bei temperatureinwirkung zum aufplatzen der oxidschicht, sodass die metalloberfläche frei liegt. dieser vorgang ist werkstoffund temperaturabhängig. die kinetik der oxidationsreaktionen von kompakten porenfreien oxidschichten erfolgt im allgemeinen nach dem logarithmischen bzw. parabolischen wachstumsgesetz, dagegen verhalten sich poröse deckschichten linear. die temperaturangaben für den ablauf der oxidationskinetik nach dem linearen dickenwachstumsgesetz können aus der literatur entnommen werden [3,4]. sie sind gleichzeitig die mindesttemperaturen (tabelle i) für die benetzung einer oberfläche durch ein flüssiges lot, bei denen eine lotausbreitung unter schutzgas zu erwarten ist. metall/  metalllegierung mindesttemperaturen für das  schutzgaslöten in °c aluminium 475 titan 850 kupfer 600 nickel 1000 fe/ cr (9,22% cr) 670 fe/ cr (13,84 %) 590 18/ 8 cr-ni-stahl 950 tabelle i. mindesttemperaturen für das schutzgaslöten tablica i. minimalna temperatura lutowania w gazie ochronnym tabelle i zeigt, dass teilweise hohe löttemperaturen vorhanden sein müssen, um flussmittelfrei löten zu können. da diese mindesttemperaturen auch gleichzeitig die mindesttemperaturen für den ablauf der oxidation nach dem linearen dickenwachstumsgesetz sind, ist davon auszugehen, dass bei genügend hoher temperatur poröse oxidschichten auf dem grundwerkstoff vorhanden sein müssten, sofern dafür gesorgt wird, dass das freigelegte metall nicht reoxidieren kann. die reoxidation lässt sich verhindern, wenn an dieser stelle der sauerstoffpartialdruck genügend gering gehalten wird. dessen höhe hängt vom sauerstoffanteil des verwendeten schutzgases, von der menge des isolierten gasvolumens um das zu lötende bauteil, vom vorhandensein von oxiden auf der oberfläche der ausrüstung (tunneloberfläche, schutzkammer) und von der lötzeit ab. je geringer das kammervolumen ist, je weniger oxide auf den metalloberflächen vorhanden sind und je kürzer die lötzeit ist, desto geringer ist auch die sauerstoffmenge in der lötatmosphäre und damit auch der sauerstoffpartialdruck. durch die anwendung der widerstands-oder induktionserwärmung werden die bauteile in kurzer zeit gelötet. der schutzgastunnel ist so auszuführen, dass dessen oberfläche gering ist, um nicht unnötig viel sauerstoff bei der erwärmung in die lötatmosphäre zu bringen. 77przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 schutzgastunnellöten von bauteilen das löten von ventilkörpern aus messing  mit rohren aus kupfer die nachstehende baugruppe, bestehend aus einem messingventilkörper mit 2,5% blei und 2 stück kupferrohren, sollte flussmittelfrei mit lag55sn gelötet werden, bild 1. bild 1. ventilkörper aus messing mit rohren aus kupfer, gelötet mit lag55sn (quelle: wolf & partner gmbh) rys. 1. mosiężny korpus zaworu z rurkami miedzianymi, lutowane spoiwem lag55sn (źródło: wolf & partner gmbh) folgende randbedingungen waren vorgegeben: 1. taktzeit: 18 sek. 2. schutzgas: formiergas mit 5% wasserstoff 3. oberfläche nach dem löten: blank 4. oberflächentemperatur ausgabe: 55 °c 5. arbeitsweise: halbautomatisch mit manueller bestückung im sitzen oder im stehen um diese randbedingungen erfüllen zu können, wurde die aufgabe mittels induktionserwärmung im schutzgastunnel auf einem höhenverstellbaren rundtakttisch mit 20 stationen gelöst. wegen der vielfältigkeit der lötbaugruppen (zwei unterschiedliche ventilkörper, zwei unterschiedliche rohrdurchmesser und acht unterschiedlich lange rohre), ist auf eine vollautomatische lösung aus kostengründen verzichtet worden. die bauteileingabe erfolgt manuell durch das bedienpersonal. die ausgabe wird durch ein handling vorgenommen. da in vorversuchen eine lötzeit von 15 sekunden ermittelt wurde, musste in zwei stationen gelötet werden. in einer station wird die 1. lötung ausgeführt und in der zweiten station die 2. löt ung, so dass bei einem umlauf eine komplettbaugruppe fertig gestellt wurde und der ventilkörper mit der 1. lötung umgedreht werden muss. die arbeitsweise der löteinrichtung wird durch den nach folgend beschriebenen arbeitsablauf deutlich: – manuelle eingabe eines ventilgehäuses auf ein einlegeband; – automatische entnahme der komplett gelöteten baugruppe aus der bedien-und entnahmestation (platz 2 des werkstückträgers) durch das handling; – automatische entnahme der gelöteten baugruppe aus platz 1 des werkstückträgers, drehen der baugruppe und automatisches montieren der baugruppe in platz 2 des werkstückträgers; – automatisches einlegen des auf dem band befindlichen ventilkörpers durch das handling; – manuelles bestücken von zwei ventilkörpern mit jeweils einem rohr und einem lotring (hierfür ist jeweils ein lotring schon auf dem rohr montiert); – automatisches verfahren des rundtakttisches nach ablauf der eingestellten taktzeit. dafür muss das bedienpersonal die hände aus dem gefahrenbereich nehmen, weil dieser durch ein elektronisches gitter geschützt wird. das gitter wird nach ablauf der taktzeit aktiviert. befindet sich zum zeitpunkt der aktivierung ein gegenstand im lichtgitterbereich, wird aus sicherheitsgründen eine abschaltung erwirkt, die zum stopp der maschine führt; – automatisches zuschalten des schutzgasstromes (innenu. außenformierung); – automatisches löten der lötstellen rohr – ventilgehäuse; – nach der beendigung des lötens wird das gelötete bauteil durch den schutzgastunnel weiter getaktet; – automatische entnahme der gelöteten ventilbaugruppe und bestücken der werkstückträger wie oben beschrieben. die so hergestellten lötverbindungen entsprachen den qualitätsansprüchen. die verbindungen waren dicht und fest. die bauteile besaßen nach dem löten blanke oberflächen mit einer max. temperatur von 55 °c. löten von ringstück-rohrverbindungen für die automobilindustrie sollten, siehe bild 2, lenkungsteile, die an beiden rohrenden jeweils ein ringstück besaßen, gelötet werden. bild 2. lötbaugruppe aus stahl mit cu sn 6 gelötet (quelle: wolf & partner gmbh) rys. 2. elementy stalowe polutowane spoiwem cusn6 (źródło: wolf & partner gmbh) folgende randbedingungen waren vorgegeben: 1. taktzeit: 17 sekunden 2. schutzgas: stickstoff 4.6 3. oberfläche: anlassfarben erlaubt 4. arbeitsweise: mit automatischer bestückung und entnahme um diese randbedingungen erfüllen zu können, wurde die aufgabe mittels induktionserwärmung im schutzgastunnel auf einem rundtakttisch mit 12 stationen gelöst, in den zwei lötstationen integriert sind. die bauteileingabe bzw. ausgabe erfolgt automatisch durch ein übergabehandling. die belotung wird durch automatische drahtvorschübe vorgenommen. nach der lötung erfolgt eine prüfung der hohlkehlen auf fehler durch ein bildverarbeitungssystem. der rundtakttisch ist ein teil eines automatischen fertigungsnestes, in dem die baugruppe montiert, gelötet und gebogen wird. nach einer taktzeit von 17 sekunden verlässt eine komplett gelötete und auf fehler automatisch untersuchte lötbaugruppe den takttisch. durch die prüfung wird entschieden, ob die lötung in ordnung (i.o.) oder nicht in ordnung (n.i.o.) ist. die n.i.o.-baugruppen werden vor dem biegen ausgeschleust. die so hergestellten verbindungen sind fest und dicht und entsprechen den qualitätsanforderungen. 78 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 löten von heizkörperelementen  im horizontaltransfer mittels hubbalken für die herstellung der heizkörperelemente (s. bild 3) wurde eine vollautomatische maschine entwickelt und gefertigt. in dieser maschine werden die lötstellen automatisch mit lotringen aus kupfer bestückt (im innern der kopfstücke) und danach die heizkörperelemente automatisch montiert. das löten aller lötstellen erfolgt in zwei lötstationen gleichzeitig. hierfür wurden zwei klappinduktoren für jeweils sechs lötstellen eingesetzt. mit diesem equipment lassen sich 2,3,4,5,und-6 säuler löten. die länge der heizkörper ist variabel und beträgt 280 mm bis 800 mm. der transport der heizkörperelemente erfolgt über einen horizontaltransfer nach dem hubbalkenprinzip. die taktzeit für das herstellen eines heizkörperelementes beträgt 20 sekunden. das auftreten von anlassfarben war erlaubt. bild 3. heizkörperelemente gelötet mit kupferlotringen (quelle: wolf & partner gmbh) rys. 3. elementy grzejnika polutowane pierścionkami cu (źródło: wolf & partner gmbh) zusammenfassung anhand der o.g. beispiele wurde aufgezeigt, dass durch die entwicklung des tunnellötens mit lokaler erwärmung ein schutzgaslötverfahren entstanden ist, das die vorzüge der lokalen erwärmung mit den vorzügen des durchlaufofens vereint. hierzu werden die baugruppen induktiv oder deduktiv erwärmt und durch einen schutzgastunnel getaktet. das kann mittels rundtakttisch im kreis oder im horizontaltransfer nach dem hubbalkenprinzip in der linie erfolgen. voraussetzung hierfür ist, dass der schutzgastunnel so lang gewählt wird, dass das bauteil unter schutz genügend zeit zum abkühlen hat, um nach verlassen des tunnels an der luft nicht mehr anzulaufen. die so hergestellten verbindungen sind blank, fest und dicht und erfüllen die üblichen qualitätskriterien, die an eine gute lötnaht gestellt werden. literatur [1] salzberg, p.: ein beitrag zum flussmittelfreien schutzgaslöten mit lokaler erwärmung dvs-berichte, bd. 212, düsseldorf: verlag für schweißen und verwandte verfahren, dvs-verlag, 2001, s. 155-159. [2] lugscheider, e., h. zhuang: mechanismen der entfernung benetzungshemmender oberflächenoxidschichten des stahls x10crninb18.9 beim vakuumlöten, schweißen und schneiden 34 (1982), h. 10, s. 490-495. [3] kubaschewski, o.,u. o. von goldbeck: über das zundern von legierungen. metalloberfläche 7 (1953), h. 8, s. a 113/ 18. [4] fischer, h., hauffe, k. u. wiederholt, w. (hrsg.): passivierende filme und deckschichten: anlaufschichten. mechanismus ihrer entstehung und ihre schutzwirkung gegen korrosion, springer verlag berlin heidelberg, 1956. ps 11 2015 www.pdf 14 przegląd spawalnictwa vol. 87 11/2015 porównanie metod spawania rurociągów preizolowanych comparison of preinsulated pipelines methods of welding dr hab. inż. jacek słania, prof. pcz – politechnika częstochowska, mgr inż. kamil kołacz – „eurobud” częstochowa. autor korespondencyjny/corresponding author: jacek_slania@poczta.onet.pl streszczenie przedstawiono wymagania dotyczące spawania rur preizolowanych. omówiono zalecenia dotyczące wykonywania spoin sczepnych i kolejności układania ściegów. przedstawiono podstawowe metody spawania rur preizolowanych, zakres stosowania oraz wady i zalety. porównano koszty spawania z zastosowaniem poszczególnych metod spawania. słowa kluczowe: spawanie rur preizolowanych, metody spawania, koszty spawania abstract requirements put on welding preinsulated tubes are presented in the article. recommendations related to make positional welds, and an order to make beads are provided. the basic methods of welding preinsulated tubes, a scope of their use, as well as advantages and disadvantages are given. the costs of welding with the use of particular methods of welding are compared. keywords: welding preinsulated tubes, methods of welding, costs of welding wstęp proces spawania złączy doczołowych przy montażu rur preizolowanych jest jednym z najważniejszych etapów wpływających na trwałość i bezawaryjność sieci ciepłowniczych zgodnie z wytycznymi pe-en 489 – sieci ciepłownicze. trudność wynikająca z miejsca wykonywania spoin, którym w 90% jest wykop powoduje, że nie wszystkie metody spawania mogą być stosowane. najczęściej stosuje się takie metody jak; spawanie łukowe elektrodą otuloną, spawanie acetylenowo-tlenowe oraz spawanie metodą tig [1]. materiał podstawowy – rury preizolowane materiałem stosowanym na rury przelotowe w rurach preizolowanych jest stal z grupy 1.1 p235tr1 lub tr2 zgodnie z en 10217-1 lub p235gh zgodnie z en 10217-2 lub en 10217-5. skład chemicznych stali: cmax: 0.16, pmax: 0.025, smax: 0.020, mnmax: 1.2, simax: 0.35. stal ta powinna się charakteryzować granicą plastyczności re≤235mpa, wytrzymałością na rozciąganie 350<rm<480mpa oraz wydłużeniem względnym a5 równym min. 23%. w zależności od średnicy (dn20600), rury występują ze szwem wzdłużnym lub spiralnym, grubość ścianki od 2.3 do 8 mm przy rurze o śr. nom. dn600. materiały dodatkowe do spawania ze względu na rodzaj stosowanej metody spawania można wyróżnić takiej materiały dodatkowe jak [2]: – elektrody otulone (111), – drut do spawania gazowego (311), jacek słania, kamil kołacz – drut i elektrody do spawania metodą tig (141). – gazy osłonowe. spawanie łukowe elektrodą otuloną: zalecane przy tej metodzie ze względu na właściwości oraz skład chemiczny są: – normal ep (e 38 a rc 12) – odpowiednik elektrody er – 1.46, średnio otulona elektroda rutylowo celulozowa. elektrody te należy stosować do wykonywania spoin sczepnych (pamiętając o przetopieniu miejsc sczepień odpowiednią elektrodą rekord 38, extra 46). – extra 46(e 38 2 ra 12) odpowiednik elektrody er 3.46, grubo otulona elektroda rutylowo – kwaśna. szczególnie zalecana do wykonywania warstw przetopowych w pozycjach przymusowych. posiada dobrą odbijalność żużla. – rekord 38 (e 38 2 rb 12), odpowiednik elektrody er – 2.46. grubootulona elektroda rutylowo – zasadowa, o bardzo dobrych właściwościach spawalniczych, przydatna szczególnie do spawania w pozycji pułapowej oraz do wykonywania warstw przetopowych. stosowane średnice elektrod 2,5÷6,0 mm. przy zastosowaniu tej elektrody warstwę przetopową należy wykonać przy pomocy elektrody 2,5 mm. pozostałe warstwy, wypełnienie i lico wykonać elektrodami o średnicach 3,25 i 4,0 mm. do warstw wypełnienia i lica stosować również elektrody extra 46. przy stosowaniu tego rodzaju elektrod zalecane suszenie przez godzinę w temperaturze 100 °c. spawanie acetylenowo-tlenowe: – drut sgp1m miedziowany używany przy tej metodzie stosowany jest do spawania stali niskowęglowych (st0s 15przegląd spawalnictwa vol. 87  11/2015 rys. 1. a) przygotowanie złącza i kolejność wykonania spoin sczepnych dla rur o średnicy poniżej 100 mm b) przygotowanie złącza i kolejność wykonania spoin sczepnych dla rur o średnicy powyżej 100 mm fig. 1. a) preparing a joint, and an order of making positional welds for tubes of a diameter smaller than 100 mm b) preparing a joint, and an order of making positional welds for tubes of a diameter bigger than do st3sj, st4su do st4vb), blach kotłowych(st36k, st41k, st44k) oraz rur (k10, k18, r, r35 i r45). spawanie metodą tig: – dobrze sprawdzające się druty lite przy tej metodzie to: – ok tigrod 12.64 (w 46 3 w4si1), miedziowany pręt spawalniczy o zwiększonej zawartości krzemu i manganu, zapewnia wyższą wytrzymałość spoiny oraz zwiększa odporność na zanieczyszczenia spawanych elementów. – ok tigrod 13.09 (w mo si), miedziowany, niskostopowy pręt z dodatkiem molibdenu ok. 0.5% przeznaczony do spawania stali odpornych na pełzanie przy temperaturze pracy do 500 °c oraz do stali niskostopowych o dużej wytrzymałości na rozciąganie gaz ochronny: czysty argon: i1 przygotowanie do spawania – wymagania większość prac spawalniczych jest wykonywana na budowie w wykopie, co pociąga za sobą odpowiednie przygotowanie miejsca spawania tzn. miejsce to powinno być osłonięte od niekorzystnych warunków atmosferycznych takich jak; wiatr, opady, słońce oraz powinno spełniać zasady bhp i gwarantować pracownikom oraz osobą postronnym (często prace takie wykonywane są w centrach miast, przy chodnikach, zabudowaniach) osłonę przed promieniowaniem łuku spawalniczego. dlatego też stosuję się namioty z bocznymi ścianami gwarantujące osłonę. obszar spawania powinien być oczyszczony z farb, olejów, rdzy i resztek pianki pur, a złącze oczyszczone na ok. 30 mm do połysku metalicznego zewnątrz i wewnątrz rury za pomocą szlifierek. wszelkie pracę wykonywane powinny być przy temperaturze nie mniejszej niż 5 °c. spawanie poniżej tej temperatury jest dopuszczalne jedynie w przypadku awarii ciepłociągu. końce rur powyżej grubości ścianki 3,2 mm powinny być ukosowane zgodnie z pn-iso 6761 oraz przed przystąpieniem do sczepiania rury powinny być wykalibrowane współosiowo za pomocą centrowników w celu zlikwidowaniu ewentualnych owalizacji rur [1]. a) b) spoiny sczepne należy wykonywać punktowo symetrycznie na długości co najmniej 25% obwodu, a ich ilość powinna być wystarczająca do zapewnienia wymaganej wytrzymałości rurociągu. odstęp po między łączonymi rurami powinna wynosić od 2 do 3 mm a próg od 1 do 2 mm w zależności od grubości materiału. kolejność wykonywania spoin sczepnych pokazano na rysunku 1a i 1b. po wykonaniu spoin sczepnych, przetop i warstwy kolejne należy wykonywać od dołu i przesuwając się ku górze (pozycja pf) z dwóch stron zaczynając i kończąc w innym miejscu tak jak pokazano na rysunkach 2a i 2b. a) b) rys. 2. kolejność układania ściegów: a) układanie ściegów dla rur o średnicy poniżej 100 mm b) układanie ściegów dla rur o średnicy powyżej 100 mm fig. 2. an order of making beads: a) making beads for tubes of a diameter smaller than 100 mm b) making beads for tubes of a diameter bigger than 100 mm – spawacze, wykonujący spawanie rurociągów powinni posiadać odpowiednie kwalifikacje – zgodnie z pn-en 287-1:2011, uprawniające do stosowania danych metod spawania, grup materiałów, zakresu średnic i metod spawania. – personel nadzorujący wykonanie prac spawalniczych jest odpowiedzialny za wszystkie prace spawalnicze. personel ten musi mieć kwalifikacje zgodnie z pn-en iso14731:2006, odpowiednio do danych wymagań jakościowych określonych w grupie pn-en iso 3834:2006. – metody spawania muszą być określone i dopuszczone zgodnie z normami pn-en iso 15609-1:2007, pn-en iso 15609-2:2005 – materiały dodatkowe powinny posiadać atesty elektrody, pręty i druty używane na budowie muszą być przechowywane w odpowiednich warunkach, konieczne jest stosowanie suszarek i termosów do elektrod otulonych. – spoiny nie spełniające wymagań muszą być naprawione lub wycięte – podczas spawania jeden koniec rury powinien być zaślepiony w celu zapobiegania możliwych przepływów powietrza. – szwy wzdłużne lub spiralne powinny być przesunięte względem siebie o 10 g rury, przy czym minimalna odległość to 50 mm – odległość miedzy spoinami powinna być większa niż 5 g rury [1] 16 przegląd spawalnictwa vol. 87 11/2015 porównanie metod spawania wykorzystywane metody spawania przy montażu rur preizolowanych muszą charakteryzować się mobilnością przemieszczania stanowiska, ponieważ na odcinkach prostych rurociągów (poza takimi miejscami jak kolana, trójniki oraz kompensatory) można wykonać tylko dwa złącza a następnie trzeba całe stanowisko przenieś o 12 m (produkcyjna długość rur preizolowanych). dlatego też stosuję się głównie trzy metody jak; spawanie łukowe elektrodą otuloną, spawanie metodą tig ze względu na obecne małe gabaryty tych urządzeń, a w przypadku spawania acetylenowo tlenowego na możliwość stosowania długich węży gazowych. spawanie acetylenowo-tlenowe metoda wykorzystywana jedynie do spawania rur preizolowanych o średnicy nominalnej nie przekraczające dn65. przy większych średnicach strefa przegrzania może być miejscem awarii po uruchomieniu sieci, gdy pojawią się wysokie naprężenia związane z pracą rurociągu (zakres temperatur czynnika grzewczego od 80 do 140 °c). oprócz wady jaką jest ograniczenie wynikające z zakresu spawanych średnic, zaletą tej metody w porównaniu do spawania łukowego elektrodą otuloną jest brak żużla, którego nie trzeba po wykonaniu warstwy usuwać prze szczotkowanie/szlifowanie i zaraz po wykonaniu przetopu można układać kolejną warstwę spoin, co powoduje obniżenie kosztów robocizny oraz redukcje kosztów wiązanych z sprzętem, ponieważ spawanie acetylenowo-tlenowe nie wymaga źródła prądu, którym na budowie przeważnie jest agregat prądotwórczy. zalecenia przy stosowaniu spawania acetylenowo-tlenowego: – pozycje spawania: wszystkie – zakres grubości ścianki: 2-5 mm – zakres średnic: dn20-dn65 – metoda spawania: w prawo – ilość warstw: 2 – średnica drutu: 2,4 i 3 mm – nr palnika: 2 i 3 na rysunku 3 przedstawiono wygląd lica i grani spoiny rury o średnicy 33,7 mm i grubości ścianki 2,9 mm. złącze wykonano metodą 311. rys. 3. lico i grań spoiny rury o średnicy 33,7 mm i grubości ścianki 2,9 mm fig. 3. the face and root of the weld of the 33,7 mm diameter tube, and 2,9 mm thick wall spawanie elektrodą otuloną najczęściej stosowanym źródłem prądu są spawarki inwertorowe, które cechują się niewielkimi rozmiarami, małą masą oraz znaczną sprawnością energetyczną, co ma wpływ na efekty spawania oraz na mobilność w porównaniu do starszych generacji spawarek wirowych spalinowych. spawarka taka powinna posiadać zakres prądu spawania w przedziale 30-200a oraz przewody spawalnicze o długości ok. 5 m w celu zapewnienia wygodniejszej pracy dla spawacza w szczególności przy dużych średnicach rurociągów. metodą tą można spawać cały zakres średnic rur preizolowanych od dn20 do dn600. wadami tej metody są odpryski i żużel, które mogą prowadzić do powstania niezgodności oraz konieczność ich usuwania po każdej wykonanej warstwie spoiny więc przy użyciu elektrody otulonej. wówczas praca jest rozciągnięta w czasie, co powoduje że nie jest to metoda zbyt wydajna, a i umiejętności spawacza odgrywają tutaj niemałą rolę. zalecenia przy stosowaniu spawania elektrycznego elektrodą otuloną: – pozycje spawania: wszystkie oprócz pg – zakres średnic: dn20-dn600 – rodzaj prądu: dc-/+ – przetop: elektroda 2.5 mm – 70-90a – wypełnienie: elektroda 3.25 mm – 90-125a – lico: elektroda 3.25/4.0 mm, 110-180a na rysunku 4 przestawiono wykonane złączę metodą 111 rury o średnicy 139,7 mm i grubości ścianki 3,6 m. rys. 4. złącze rury o średnicy 139,7 mm i grubości ścianki 3,6 mm wykonane metodą 111 fig. 4. a joint of the 139,7 mm diameter tube, and 3,6 mm thick wall, made by the 111 method spawanie tig główną zaletą metody jest możliwość wykonywania precyzyjnych spoin. ze względu na ciężkie warunki miejsca pracy, którym z reguły jest wykop też są stosowane małe przenośne inwertorowe źródła prądu. dla grubości ścianki mniejszej niż 3 mm można spawać bez materiału dodatkowego jedynie gdy odstęp równy jest zero, powyżej 5 mm grubości zaleca się wykonywanie przetopu metodą tig, a wypełnienie i lico elektrodą otuloną co skraca czas wykonywania złącza. zalecenia przy stosowaniu spawania elektrycznego elektrodą nietopliwą w osłonie gazów obojętnego: – pozycja spawania: wszystkie – metoda spawania: w prawo – zakres grubości ścianki: 2-5 mm – zakres średnic: dn20-dn200 – elektroda: wolframowa wt20 (czerwona) o średnicy 2,4 mm – rodzaj prądu: dc– przepływ/rodzaj gazu: 9l/min, czysty argon – średnica drutu: 2.4mm – ilość warstw: 2/3 – przetop: 100-120a – wypełnienie/lico: 120-130a rysunek 5 przedstawia złącze wykonane metodą 141 na rurze o średnicy 76,3 mm i grubości ścianki 2,9 mm. 17przegląd spawalnictwa vol. 87  11/2015 wnioski na rysunkach 6÷8 przedstawiono porównanie trzech metod spawania przy wykonaniu złącza spawanego na rurze preizolowanej o średnicy zewnętrznej 76,3 mm i grubości ścianki 2,9 mm. jak można zauważyć na rysunku 6 dla każdej metody koszt materiału dodatkowego jest prawie na jednakowym poziomie i wynosi od 1,56 do 1,88 zł/m. poważny skok kosztów związanych ze zużyciem sprzętu występuje pomiędzy spawaniem gazowym a elektrycznym. rysunek 7 przedstawia czas wykonywania takiego złącza. na czas złącza składa się przeniesienia i rozłożenie stanowiska, przygotowanie i wykonanie złącza spawanego. rysunek 8 przestawia sumowanie kosztów robocizny, sprzętu i materiału jakie musi ponieś wykonawca. przyjęto 20 zł za roboczą godzinę spawacza oraz 10 zł za maszyno godzinę takiego sprzętu jak spawarka i agregat prądotwórczy. w obecnym czasie najbardziej popularną metodą spawania rurociągów preizolowanych jest spawanie elektryczne elektrodą nietopliwą w osłonie gazu obojętnego, chociaż z porównania wynika że jest to najdroższa metoda, lecz cechuje się wysoką jakością spoin oraz nieiwlką liczbą niezgodności spawalniczych. ma to duży wpływ na redukcje kosztów związanych z ewentualnymi poprawkami. jedynymi wadami tej metody są: ograniczony zakres spawanych średnic i grubości ścianek rur oraz czas wykonywania złącza. rury preizolowane o średnicy nominalnej większej niż dn200 zaleca się stosowanie mieszanych metod spawanie 141/111 w celu skrócenia czasu, gdzie przetop wykonuję się metodą 141, a wypełnienie i lico spoiny metodą 111. należy się wówczas liczyć z możliwością powstawania niezgodności spawalniczy takich jak: przyklejenia, zażużlenie oraz odpryski. takie sama sytuacja występuje przy spawaniu samą elektrodą otuloną. spawanie acetylenowo-tlenowe charakteryzujące się bardzo niskimi kosztami, zostało kompletnie wyparte przy montażu rur preizolowanych przez metodę 141 z powodu bardzo ograniczonego zakresu zastosowania (zakres średnic jedynie do dn65). metoda ta jest jednak wykorzystywana z powodzeniem w sytuacjach awaryjnych gdzie wykorzystywane są jej zalety, szczególnie chodzi tu o możliwość przyspawania się do bardzo skorodowanych odcinków rur. literatura [1] spec – „wytyczne wykonania, montażu, odbioru i eksploatacji rurociągów preizolowanych w płaszczu osłonowym hdpe (układanych bezpośrednio w gruncie)” [2] lubelskie przedsiębiorstwo energetyki cieplnej – „wytyczne wykonania spawania rur przewodowych sieci ciepłowniczych z rur i elementów stalowych ” rys. 5. złącze wykonane metodą 141 na rurze o średnicy 76,3 mm i grubości ścianki 2.9 mm fig. 5. a joint made by the 141 method on the tube of 76,3 mm diameter, and 2,9 mm thick wall rys. 6. porównanie kosztów dla danej metody spawania fig. 6. comparison of the costs for a particular method of welding rys. 7. czas wykonywania złącza fig. 7. time of making a joint rys. 8. suma kosztów wykonania złącza fig. 8. total costs of making a joint 201208_pspaw.pdf 11przegląd spawalnictwa 8/2012 norbert radek wojciech żórawski technologia wytwarzania i właściwości powłok węglikowo-ceramicznych nanoszonych elektroiskrowo modyfikowanych wiązką laserową manufacturing technology and properties of electro-spark  deposited carbide-ceramic coatings modified by laser beam dr inż. norbert radek, dr inż. wojciech żórawski – politechnika świętokrzyska, kielce. streszczenie w pracy badano wpływ obróbki laserowej na właściwości powłok nanoszonych elektroiskrowo. ocenę właściwości powłok po obróbce laserowej przeprowadzono na podstawie obserwacji mikrostruktury, pomiarów chropowatości i przyczepności oraz analizy składu fazowego. powłoki nanoszono elektroiskrowo, wykorzystując elektrody wc-co-al2o3, które zostały wytworzone przez spiekanie nanostrukturalnych proszków. powłoki nakładano elektroiskrowo przy użyciu urządzenia eil-8a na próbki ze stali c45, a następnie modyfikowano wiązką laserową, stosując laser nd: yag. abstract the paper is concerned with determining the influence of the laser treatment process on the properties of electro-spark coatings. the properties of the coatings after laser treatment were assessed based on following methods: microstructure analysis, roughness measurement, adhesion tests and x-ray diffraction analysis. the studies were carried out using wc-co-al2o3 electrodes produced by sintering nanostructural powders. the coatings were electro-spark deposited over c45 carbon steel by means of an eil-8a and they were laser treated with the nd:yag. wstęp procesy wytwarzania powłok na elementach metalowych, do których należy obróbka elektroiskrowa, związane są z transportem masy i energii oraz reakcjami: chemicznymi, elektrochemicznymi i elektrotermicznymi, które im towarzyszą [1]. współcześnie stosowane są różne odmiany obróbki elektroiskrowej spełniające standardy wytwarzania powłok, a także kształtowania mikrogeometrii powierzchni [2÷5]. o pozycji obróbki elektroiskrowej wśród technik wytwarzania warstw powierzchniowych świadczą liczne zastosowania przemysłowe (począwszy od twardych powłok na krawędziach tnących narzędzi skrawających, aż do rozwiniętych struktur na powierzchniach implantów) i nowoczesne konstrukcje urządzeń (od urządzeń ręcznych do zrobotyzowanych systemów obróbki elektroiskrowej). tylko w stanach zjednoczonych badania nad tą technologią prowadzone są przez instytuty pracujące dla nasa, air force, us navy. powłoki nanoszone metodą elektroiskrową spełniające funkcje ochrony przed korozją, jak również przeciwzużyciowe, mogą być stosowane np. na: – pierścieniach uszczelnień czołowych pomp wirowych, – elementach śrub okrętowych, – powierzchniach form odlewniczych, – elementach instalacji transportu paliwa, – elementach układów wydechowych. powłoki elektroiskrowe nie są pozbawione wad, które jednak można eliminować różnymi metodami. jedną z metod, którą można poprawiać właściwości powłok elektroiskrowych, jest ich obróbka laserowa. wiązka laserowa może zostać wykorzystana do wygładzania, kształtowania geometrii powierzchni, uszczelniania, ujednorodnienia składu chemicznego itd. naniesionych powłok [6÷9]. 12 przegląd spawalnictwa 8/2012 cechą charakterystyczną powłok nanoszonych elektroiskrowo jest specyficzna, nietrawiąca się struktura tzw. biała warstwa. warstwa wierzchnia kształtowana jest w warunkach lokalnego oddziaływania wysokiej temperatury i dużych nacisków. wartości podstawowych parametrów obróbki elektroerozyjnej są następujące [10]: – ciśnienie fali uderzeniowej od iskry elektrycznej wynosi (2÷7) • 103 gpa, – temperatura osiąga wartości ok. (5÷40) • 103°c. w pracy przedstawiono ocenę wpływu obróbki laserowej na właściwości użytkowe powłok wc-co-al2o3 naniesionych elektroiskrowo. ocenę właściwości powłok po obróbce laserowej przeprowadzono na podstawie obserwacji mikrostruktury, pomiarów chropowatości i przyczepności oraz analizy składu fazowego. materiały i parametry obróbki przedmiotem badań były powłoki nakładane elektrodą wc-co-al2o3 (85% wc, 10% co oraz 5% al2o3) o przekroju 3x4 mm (anoda) metodą elektroiskrową na próbki wykonane ze stali c45 (katoda). do nanoszenia powłok elektroiskrowych użyto urządzenia (o ręcznym przesuwie elektrody) produkcji ukraińskiej, model eil-8a. widok urządzenia wraz z elektrodą wc-co-al2o3 umieszczoną w uchwycie przedstawiono na rysunku 1. proces wytwarzania elektrod polegał na mieszaniu nanoproszków wc, co, al2o3 w odpowiednich proporcjach w mieszalniku turbula t2c, przez 30 min. następnie odważono 12 g wymieszanych proszków, które wsypano do otworów grafitowej matrycy. mieszanki prasowano na gorąco (przepuszczając stały prąd przez grafitową matrycę), wytrzymując proszek przez 3 min w temperaturze 950°c pod ciśnieniem 40 mpa. matrycę i praso-piec stosowane do wytwarzania elektrod przedstawiono na rysunkach 2 i 3. opierając się na doświadczeniach własnych oraz zaleceniach producenta urządzenia, przyjęto następujące parametry nanoszenia powłok elektroiskrowych: napięcie u = 230 v, pojemność kondensatorów c = 300 mf, natężenie prądu i = 2,4 a. obróbkę laserową wykonano laserem nd:yag (impulsowy tryb pracy), model bls 720. próbki z powłokami elektroiskrowymi naświetlano laserowo przy następujących parametrach obróbki: średnica ogniska d = 0,7 mm; moc lasera p = 20 w; prędkość przemieszczania wiązki v = 250 mm/min; odległość dysza-przedmiot obrabiany δf = 6 mm; czas trwania impulsu ti = 0,4 ms; częstotliwość powtarzania f = 50 hz; skok przesuwu wiązki s = 0,4 mm, gaz osłonowy azot q = 25 l/min. wyniki badań i analiza analiza mikrostruktury powłok analizie mikrostruktury poddano powłoki wc-co -al2o3 przed i po obróbce laserowej. do badań mikrostruktury wykorzystano elektronowy mikroskop skaningowy joel jsm-5400. na rysunku 4 przedstawiono przykładowy widok mikrostruktury powłoki elektroiskrowej wc-co-al2o3. na podstawie uzyskanych wyników stwierdzono, że grubość uzyskanych powłok wyniosła 60÷70 µm, natomiast zasięg strefy wpływu ciepła (swc) w głąb materiału podłoża ok. 30÷40 mm. na fotografii widoczna jest wyraźna granica pomiędzy powłoką a podłożem. można zaobserwować niekorzystne zjawiska w postaci porów i mikropęknięć powłoki. rys. 1. urządzenie do nanoszenia powłok elektroiskrowych eil-8a fig. 1. device for electro-spark coatings eil-8a deposition rys. 2. matryca grafitowa fig. 2. graphite matrix rys. 3. praso-piec do spiekania elektrod fig. 3. furnace press for electrode sintering rys. 4. mikrostruktura powłoki wc-co-al2o3 fig. 4. wc-co-al2o3 coating microstructure rys. 5. mikrostruktura powłoki wc-co-al2o3 po obróbce laserowej fig. 5. wc-co-al2o3 coating microstructure after laser beam treatment 13przegląd spawalnictwa 8/2012 w wyniku modyfikacji wiązką laserową powłok wc-co-al2o3 nastąpiło ujednorodnienie składu chemicznego powłoki. wytworzone w wyniku przetapiania laserowego, technologiczne warstwy powierzchniowe (twp) nie zawierają mikropęknięć i porów (rys. 5). grubość powłoki wc-co-al2o3 po modyfikacji laserowej uległa zmianie i mieściła się w zakresie 90÷110 mm. zasięg swc w głąb materiału podłoża wyniósł ok. 50÷60 µm. pomiary mikrogeometrii jedną z głównych wad powłok naniesionych obróbką elektroiskrową jest ich duża chropowatość końcowa. dotychczasowe badania oraz analiza literatury wykazują, że kształtowanie powierzchni zachodzi w wyniku nakładania się kraterów będących wynikiem erozji podłoża, jak również grzbietów utworzonych z przemieszczających się na powierzchnię cząstek materiału powłokowego (elektrody). tak powstała powierzchnia cechuje się: regularnością, brakiem kierunkowości, dużym promieniem zaokrągleń wierzchołków mikronierówności. w wielu opracowaniach naukowych analizuje się wpływ parametrów procesu na chropowatość powierzchni. sterując tymi parametrami, można uzyskać zakładane zmiany mikrogeometrii powierzchni. jest to zatem sposób na wytwarzanie powierzchni o zadanej rozwiniętej powierzchni chropowatej zwanej relifem powierzchniowym. pomiary chropowatości wykonano w laboratorium pomiarów wielkości geometrycznych politechniki świętokrzyskiej za pomocą przyrządu form talysurf 120l. pomiary chropowatości powłok wc-co-al2o3 wykonano w dwóch prostopadłych do siebie kierunkach. pierwszy pomiar był wykonany zgodnie z ruchem przemieszczania się elektrody, natomiast drugi był prostopadły do ściegów skanujących. z dwóch pomiarów obliczono wartość średnią parametru ra dla danej powłoki. pomiary powłok wc-co-al2o3 obrobionych laserem wykonano w kierunku prostopadłym i równoległym do osi ścieżek wykonanych wiązką laserową, a następnie obliczono wartość średnią chropowatości dla danej powłoki. w większości prac podawane są wyniki pomiarów chropowatości dla profili mierzonych wzdłuż osi ścieżek otrzymanych laserem, co nie odzwierciedla rzeczywistego obrazu mikrogeometrii powierzchni po tej obróbce. maksymalne wysokości chropowatości występują bowiem w kierunku prostopadłym do osi ścieżek. powłoki wc-co-al2o3 miały chropowatość ra = 6,16÷7,79 mm, natomiast po obróbce laserowej chropowatość wynosiła 13,43÷14,17 µm. próbki ze stali c45, na które nanoszono powłoki, miały chropowatość ra = 0,39÷0,41 µm. przykładowe protokoły pomiarów parametrów mikrogeometrii badanych próbek przedstawiono na rysunkach 6 i 7. na podstawie przeprowadzonych pomiarów można stwierdzić, że obróbka laserowa powoduje wzrost chropowatości powłok wc-co-al2o3. jest to efektem ruchu ciekłego metalu wywołanego siłami napięcia powierzchniowego. niejednorodny rozkład temperatury w wiązce laserowej (mod tem00) powoduje, że profil powierzchni po zakrzepnięciu jest również niejednorodny i w pewnym sensie odzwierciedla rozkład energii w obszarze przetopionym. w przypadku obróbki laserem impulsowym przyjmuje się, że głównym czynnikiem decydującym o profilu powierzchni po zakrzepnięciu jest ciśnienie par materiału obrabianego, które powoduje „wyrzucanie” materiału z centralnego obszaru i powstanie charakterystycznych wypływek na granicy z obszarem nieprzetopionym. wpływ parametrów obróbki laserowej na chropowatość powierzchni szczegółowo badano w [11]. pomiary przyczepności pomiary przyczepności powłok wc-co-al2o3 przed i po obróbce laserowej wykonano metodą zarysowania (scratch test). do pomiarów użyto przyrządu revetest firmy csem. pomiary przeprowadzono przy następujących parametrach testu zarysowania: szybkość rys. 6. przykładowe wyniki pomiarów parametrów mikrogeometrii powłoki wc-co-al2o3 fig. 6. results of microgeometry parameters measurements for wc-co-al2o3 coating rys. 7. przykładowe wyniki pomiarów parametrów mikrogeometrii powłoki wc-co-al2o3 po obróbce laserowej fig. 7. results of microgeometry parameters measurements for wc-co-al2o3 coating after laser beam treatment 14 przegląd spawalnictwa 8/2012 wzrostu obciążenia – 103,2 n/min; prędkość przesuwu stolika z próbką – 9,77 mm/min; długość rysy – 9,5 mm; stożek diamentowy rockwella o promieniu zaokrąglenia – 200 µm. test zarysowania polegał na wykonaniu rysy za pomocą odpowiednio dobranego penetratora (w tym przypadku stożka diamentowego rockwella) przy stopniowym wzroście siły normalnej (obciążającej ten penetrator) z jednoczesnym pomiarem siły oporu stawianego przez materiał (siły stycznej) i rejestracją sygnałów emisji akustycznej informujących o powstawaniu uszkodzeń warstwy w postaci pęknięć lub złuszczeń. najmniejsza siła normalna powodująca utratę adhezji powłoki z podłożem określana jest mianem siły krytycznej i przyjmowana za miarę adhezji. do oceny wartości siły krytycznej służy zapis zmian sygnałów emisji akustycznej i siły stycznej oraz obserwacje mikroskopowe (mikroskop świetlny wbudowany w aparat revetest). w przeprowadzonych badaniach wartości sił krytycznych oceniono na podstawie obserwacji mikroskopowych rys powstałych po przejściu penetratora, które odnoszono do przebiegów sygnałów emisji akustycznej. wyniki badań przyczepności przedstawiono w tablicy. powłoki elektroiskrowe miały porównywalną przyczepność. średnia wartość (z trzech pomiarów) siły krytycznej powłoki wc-co-al2o3 wyniosła 6,33 n. obróbka laserowa spowodowała poprawę przyczepności powłoki wc-co-al2o3 w stosunku do powłoki bez tej obróbki o 29%. większa przyczepność powłok obrobionych laserem może być spowodowana ograniczeniem ich porowatości, a tym samym poprawą ich szczelności. jednak szczegółowe ustalenia dotyczące tego problemu będą dokonywane w kolejnych etapach badań. badania dyfraktometryczne analizę składu fazowego badanych powłok wykonano metodą dyfrakcji rentgenowskiej przy wykorzystaniu urządzenia philips pw 1830. stosowano filtrowane promieniowanie kα lampy o anodzie cu zasilanej napięciem 40 kv przy natężeniu prądu 30 ma. badania wykonano dla kąta 2θ w zakresie 30°÷60° i szybkości skanowania 0,05°/3 s. po przeprowadzeniu analizy składu fazowego powłoki wc-co-al2o3 okazało się, że warstwa wierzchnia powłoki składa się głównie z fazy w2c oraz małej domieszki wc, co2c i al2o3 (rys. 8a). obróbka laserowa spowodowała przetopienie powłoki wc-co-al2o3 i jej wymieszanie z materiałem podłoża (rys. 8b). warstwa wierzchnia powłoki wc-co-al2o3 po obróbce laserowej składa się z faz fe3w2c i w2c oraz wc i fe. najbardziej intensywne piki pochodzą od fazy fe3w2c, co świadczy o przetopieniu powłoki z podłożem. tablica. wyniki pomiarów przyczepności powłok table. results of coating adhesion test powłoka siła krytyczna, n wartość średnia, nnumer pomiaru 1 2 3 wc-co-al2o3 7,42 6,67 4,89 6,33 wc-co-al2o3 + laser 8,92 9,26 8,65 8,94 rys. 8. obraz dyfrakcyjny dla powłoki wc-co-al2o3: a) przed obróbką laserową, b) po obróbce laserowej fig. 8. diffraction for wc-co-al2o3 coating: a) before laser beam treatment, b) after laser beam treatment podsumowanie na podstawie przeprowadzonych wstępnych badań można sformułować następujące wnioski: – w wyniku laserowego przetopienia powłok elektroiskrowych i następującego po nim krzepnięcia uzyskuje się ujednorodnienie składu chemicznego oraz likwidację mikropęknięć i porów w powłoce. – chropowatość powłok elektroiskrowych po obróbce laserowej jest dwukrotnie większa w stosunku do chropowatości powłok bez tej obróbki. jest to zjawisko niekorzystne pod względem jakości i przydatności w określonych warunkach eksploatacyjnych. należy wyznaczyć parametrów obróbki laserowej, przy których nastąpi nadtopienie tylko wierzchołków mikronierówności powłoki (wygładzanie laserowe). – przyczepność powłok wc-co-al2o3 po obróbce laserowej jest o 29% większa niż bez tej obróbki. – warstwa wierzchnia powłoki wc-co-al2o3 składa się głównie z fazy w2c, natomiast po obróbce laserowej najbardziej intensywne piki pochodzą od faz fe3w2c i w2c. – w dalszym etapie badań konieczne wydaje się wykonanie pomiarów naprężeń własnych oraz porowatości powłok elektroiskrowych przed i po obróbce laserowej. 15przegląd spawalnictwa 8/2012 literatura [1] galinov i.v., luban r.b.: mass transfer trends during electrospark alloying. surface & coatings technology 79 (1996), 9-18. [2] depczyński w., radek n.: sposób wytwarzania i naprawy warstw wierzchnich z zastosowaniem wyładowań elektrycznych. patent rp nr 380946 (decyzja przyznania z dn. 19.01.2009 r.). [3] radek n., wrzałka z., szalapko j.: measurement of electric impulses and properties of carbides electro-spark coatings. rozdział 3.2.2 w monografii: scientific basis of modern technologies: experience and prospects. edited by j.i. shalapko and l.a. dobrzański, 223-235, jaremche 2011, ukraine. [4] radek n.: determining the operational properties of steel beaters after electrospark deposition. eksploatacja i niezawodność – maintenance and reliability, 4 (2009), 10-16. [5] chang-bin t., dao-xin l., zhan w., yang g.: electro-spark alloying using graphite electrode on titanium alloy surface for biomedical applications. applied surface science, 257 (2011), 6364-6371. [6] radek n., wajs w., luchka m.: the wc-co electrospark alloying coatings modified by laser treatment. powder metallurgy and metal ceramics 3-4 (2008), 197-201. [7] radek n., antoszewski b.: influence of laser treatment on the properties of electro-spark deposited coatings. kovove materialy-metallic materials 1 (2009), 31-38. [8] radek n., bartkowiak k.: laser treatment of cu-mo electro-spark deposited coatings. physics procedia, 12 (2011), 499-505. [9] radek n.: electrospark deposition and laser technology in surface engineering. rozdział 2.6 w monografii: selected problems of modeling and control in mechanics. edited by stanisław adamczak and leszek radziszewski, wydawnictwo politechniki świętokrzyskiej, s. 146-157, kielce 2011. [10] miernikiewicz a.: doświadczalno-teoretyczne podstawy obróbki elektroerozyjnej (edm). politechnika krakowska, kraków 2000. [11] radziejewska j.: wpływ stopowania laserowego na strukturę geometryczną i stan warstwy wierzchniej. rozprawa doktorska, ippt pan, warszawa 1999. mgr inż. bogusław olech ukończył studia na wydziale budowy maszyn i okrętów politechniki szczecińskiej w 1974 r. następnie podjął studia podyplomowe na politechnice warszawskiej na wydziale inżynierii materiałowej (badania nieniszczące w praktyce przemysłowej – metodyka i zastosowanie), które ukończył w 2006 r. wpisany od 1983 r. na listę rzeczoznawców zespołu simp w specjalności „metody kontroli jakości (w zakresie połączeń spawanych)”. posiada tytuł wykładowcy simp w specjalności „spawalnictwo i połączenia nierozłączne”, jest również wpisany do rejestru wykładowców. uzyskał i stopień specjalizacji zawodowej w dziedzinie ogólnotechnicznej, kierunek specjalizacji „jakość (sterowanie jakością)”, nadany przez urząd gospodarki morskiej. posiada także uprawnienie do zajmowania stanowiska inspektora ochrony radiologicznej, nadane przez prezesa państwowej agencji atomistyki. w latach 1974-1981 pracował w katedrze spawalnictwa wydziału mechanicznego politechniki szczecińskiej na stanowisku starszego asystenta, prowadząc zajęcia dydaktyczne ze studentami. w latach 1981-1983 prowadził wykłady z przedmiotu spawalnictwo z uczniami zasadniczej szkoły zawodowej przy stoczni remontowej parnica w szczecinie, gdzie opracował programy nauczania w zakresie spawania, a także wykłady dla fundacji „pomoc szkole”, szczecin. prowadził zajęcia na kursach organizowanych przez ośrodek doskonalenia kadr simp w szczecinie i firmę bm. wykonywał obowiązki opiekuna praktyk w zespole elektrowni dolna odra s.a. dla studentów zakładu spawalnictwa politechniki szczecińskiej. nadzorował prace wykonywane technologiami spawalniczymi w stoczni remontowej parnica w szczecinie, w stoczni rzecznej odra w szczecinie oraz w zespole elektrowni dolna odra (obecnie pge). od 1996 r. uczestniczył we wdrażaniu systemu jakości w laboratorium badań materiałowych zespołu elektrowni dolna odra s.a. na zgodność z normą pn-en iso/iec 17025. od 2002 r. sam odpowiada za nadzór i spełnianie wymogów uzyskiwania kolejnych odnowień posiadanego przez laboratorium uznania udt. od 2002 r. nadzorował i brał czynny udział w opracowaniu, a obecnie w aktualizacji instrukcji: technologii wytwarzania, naprawy i modernizacji urządzeń technicznych podlegających dozorowi technicznemu, w tym opracowaniu ok. 220 instrukcji technologicznych spawania – wps. inżynier bogusław olech kieruje programem bezpieczeństwa jądrowego, nadzorowanym przez państwową agencję atomistyki, wprowadzonym w pracowni radiologicznej działającej w ramach laboratorium badań materiałowych. wielokrotnie wyróżniany i nagradzany, m.in. zdobył iii miejsce w uczelnianym (w czasie pracy – politechnice szczecińska zakładzie spawalnictwa) turnieju młodych mistrzów techniki (1975) został wpisany do księgi zasłużonych dla ruchu stowarzyszeniowego na pomorzu zachodnim prowadzonej przez federację stowarzyszeń naukowotechnicznych not, rada regionu zachodniopomorskiego w szczecinie (2001), srebrną honorową odznakę simp, (2001), złotą honorową odznakę simp (2006), odznaka im. henryka mierzejewskiego (2010), odznaka honorowa „za zasługi dla energetyki”, nadaną przez ministra gospodarki (2011) medal 100-lecia polskiego dozoru technicznego (udt, 2011). laureat medalu st. olszewskiego praca wykonana w ramach projektu badawczego n n503 150736 welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(3) 2019 6 doi http://dx.doi.org/10.26628/wtr.v91i3.1041 article verification of normal distribution of welding distortions damian grzesiak1,*, jarosław plichta1 1 koszalin university of technology, poland prof. dr hab. inż. jarosław plichta; jarosław.plichta@tu.koszalin.pl * correspondence: mgr inż. damian grzesiak; dmn.grzesiak@gmail.com received: 25.02.2019; accepted: 10.03.2019 abstract: the aim of this paper is to answer the question of the distribution of welding distortions. the mig method was used to make 31 butt welds of 0h18n9 sheet metal, of 6 mm thickness and dimensions 150x350 mm. all joints are made with constant parameters of the welding process. statistical analysis of the distribution and kolomogorov-smirnov test were used in this paper. on the grounds of the analysis it was proved that the distribution of welding deformations is a normal distribution. this justifies the use of experiment planning methods and the use of average values. the relatively high value of the standard deviation makes it necessary to take into account the geometrical parameters of the joint. keywords: welding distortion; normal distribution test introduction welding deformations are an inseparable part of the welding process. the great interest of the scientific community in controlling and prediction of welding distortions has contributed to the creation of many works in which the influence of the basic parameters of the welding process was determined, i.e. voltage, current intensity and welding speed as well as additional factors, e.g. the method of fixing, the number of beads or the welding sequence on the formation of welding distortions [1÷6]. paper [1] investigated the influence of linear energy of the welding process and the number of beads on the resulting welding distortions. the authors proved that the greatest accumulation of deformations occurs when the first four beads are made regardless of the value of linear energy. prediction of welding distortions is not possible without computer models, which significantly reduce the cost of analysis and allow to follow the deformation of welded elements step by step. in engineering research, experimental design methods are used, which are described in more detail in [9]. the cited methodology was used in the works [7,8,10]. it should be noted that the use of experiment planning methods requires manipulation of the average results of the experiment. this means that it is necessary to know the distribution of a random variable, because only for the normal distribution the largest part of the results is in the vicinity of the average value. in the works [2÷6] authors presented the results of created computer models of the process of welding of the test joints, according to the adopted procedures. a common feature of all the works cited is a certain deviation of experimental data relative to the validated computer model. in the works cited [1÷6], analyses were carried out on the basis of one experimental trial without repetitions at a given measurement point. it should be noted whether the obtained experimental results are reliable in a statistical sense – what distribution describes the welding distortions and what number of repetitions at a given measurement point, allows to maintain the reliability of the obtained results. this study aims to illustrate the problem of reliability of results from experimental trials without repetition. research methodology the analysis of the welding distortions distribution was carried out on samples made of 0h18n9 steel sheet with a thickness of 6 mm and dimensions 150 × 350 mm according to pn-en iso 15614. samples were cut with a laser beam while maintaining the direction of rolling along the long side of the sample. figure 1a shows the geometry of the welding groove prepared by machining. http://dx.doi.org/10.26628/wtr.v91i3.1041 mailto:jarosław.plichta@tu.koszalin.pl mailto:dmn.grzesiak@gmail.com welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(3) 2019 7 at both ends of the samples, plates were welded for the proper start and end of the welding process. before making the joint, the samples were thoroughly cleaned and degreased with acetone. the joints were made at the robotic station of the panasonic company robot tm2000 (fig. 1b), equipped with dedicated software for acquiring output parameters. the clamping of the samples was carried out with four clamps. the samples were made using method 135 in the m13 gas shield. an additional material was used in the form of 316lsi ø1,2 mm wire (number of the cast 264664-62023). the inclination angle of the burner was 16°. burner oscillation parameters: 2 mm axial deflection, 2 hz frequency. the joints were made with fixed parameters, which are shown in table i. (a) (b) fig. 1. a research stand: a) sample cross-section, b) view of the test stand table i. welding process parameters set current intensity actual current intensity set voltage actual voltage wire feeding speed speed of travel actual linear energy a a v v m/min m/min kj/mm 172 215 21 21 7,31 0,4 0,68 finished samples were put into packages of 3 pieces, after which they were allowed to cool in the air. the tests were carried out at an ambient temperature of 28 °c and humidity of 48%. after 48 hours, a visual test was carried out according to the pn-en iso 5817 standard. analyzed joints obtained the b quality level. with wenzel cmm coordinate machine was acquire surface flatness data. the null and alternative hypothesis formulated for the purposes of this analysis: • h0 – the distribution of welding distortions is characterized by a near-normal distribution. • h1 – the distribution of welding distortions is not characterized by a near-normal distribution. measurement results and statistical analysis table ii presents the results of measuring the surface flatness of the analyzed samples. on the basis of data from table ii, a statistical analysis of the normality of the flatness distribution of the surface of welding samples was carried out. table iii presents the results of basic distribution parameters as well as results of skewness and kurtosis tests. table iv presents a frequency distribution of the test results along with the parameters necessary for the kolmogorov-smirnov test. in order to verify the normality of the distribution, the statistics of kolmogorov-smirnov were used at the significance level of α = 0.05, which presents the formula (1): √𝑁𝐷𝑛 ≤ 𝑇𝐾−𝑆, (1) where: • n – number of observations, welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(3) 2019 8 • dn – the maximum of probability differences in a given class dn = max|cx – px|, • tk-s – critical value of the kolmogorov-smirnov test. table ii. results of measurement of surface flatness of samples, results in mm no. result no. result no. result no. result no. result 1 2,132 8 1,058 15 3,304 22 1,104 29 1,515 2 2,272 9 3,088 16 1,82 23 1,521 30 1,243 3 1,495 10 2,717 17 2,739 24 1,454 31 2,458 4 0,606 11 2,717 18 2,436 25 4,158 5 2,105 12 2,778 19 2,032 26 3,985 6 2,219 13 2,338 20 1,93 27 0,959 7 1,595 14 2,464 21 1,891 28 1,608 table iii. results of basic parameters of normal distribution average unbiased variance unbiased standard deviation kurtosis skewness x 2   k s 2,121 0,692 0,832 3,132 0,547 table iv. frequency distribution of test results c la ss l o w e r li m it u p p e r li m it n u m b e r o f o b se rv a ti o n s f re q u e n cy c u m u la ti v e fr e q u e n cy c u m u la ti v e p ro b a b il it y o f m o d e l d is tr ib u ti o n d if fe re n ce k dg g g n c xc x p xx pc − 1 0,6 1,2 4 0,13 0,13 0,13 0,00 2 1,2 1,8 7 0,23 0,36 0,35 0,01 3 1,8 2,4 9 0,29 0,65 0,63 0,02 4 2,4 3,0 7 0,23 0,88 0,86 0,02 5 3,0 3,6 2 0,06 0,94 0,96 0,02 6 3,6 4,2 2 0,06 1,000 0,99 0,01 sum 31 1,000 by substituting values from table iv to formula (1), we obtain an inequality that was met for the critical value of the kolmogorov-smirnov test 0.111 ≤ 0.238 at the significance level of α = 0.05. figure 2 presents a histogram and a graph of empirical and theoretical distribution of the function with n parameters (2,121, 832). (a) (b) fig 2. results of distribution analysis: a) histogram; b) summary of theoretical and empirical distributions deformation [mm] n u m b e r o f o cc u rr e n c e s welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(3) 2019 9 analysis of the results the results of the kolomogorov-smirnov test indicate the lack of grounds for rejecting the null hypothesis (h0) – the normality of the distribution of welding distortions at the significance level of α = 0.05. parameters of the analyzed distribution were: average 2.121 mm, standard deviation 0.832 mm. the value of the kurtosis coefficient indicates the leptokurtic shape of the bell curve in relation to the mesokurtic model distribution. the value of the skewness coefficient of 0.547 indicates the right-sided asymmetry of the distribution. in figure 2a, the right-sided chart shift is noticeable due to two results from class 6 in table iv, which may be the extreme points of normal distribution. the analysis indicates no grounds for rejecting these results in this study. due to the right-hand offset of the distribution, the three-sigm rule cannot be applied. this would involve a logical mistake because the flatness of the surface cannot reach negative values. it is worth noting that the application of the two-sigm rule, which is 2.121±1.664 mm, can be found in 95.4% of the observations. conclusions based on the analysis, the following conclusions were made: 1. confirmation of the normality of the welding distortions distribution, justifies the use of experiment planning methods and the use of average values. 2. near the average value in the tolerance of one standard deviation, the largest part of the observations is found. 3. the obtained mean values and standard deviation allow the selection of the appropriate number of repetitions to the plan of the experiment. 4. apart from technological parameters, the geometrical parameters of the joint and the tolerance of their execution have a significant influence on the welding distortions. this is due to the relatively large value of the standard deviation, which is 39% of the average value. references 1. adamczuk p.c.; machado i.g.; mazzaferro j.a.e. methodology for predicting the angular distortion in multipassbutt-jointwelding. journal of materials processing technology 2017, vol. 240, 305–313. [crossref] 2. deng d.; liang w.; murakawa h. determination of welding deformation in fillet-welded joint by means of numerical simulation and comparison with experimental measurements. journal of materials processing technology 2007, vol. 183, 219–225. [crossref] 3. gannon l.; liu y.; pegg n.; smith m. effect of welding sequence on residual stress and distortioninflat-bar stiffened plates. marine structures 2010, vol. 23, 385–404. [crossref] 4. guangming f.; marcelo i.l.; menglan d.; segen f.e. influence of the welding sequence on residual stress and distortion of fillet welded structures. marine structures 2016, vol. 46, 30–55. [crossref] 5. tian l.; luo y.; wang y.; wu. x. prediction of transverse and angular distortions of gas tungsten arc bead-onplate welding using artificial neural network. materials and design 2014, vol. 54, 458–472. [crossref] 6. liang w.; murakawa h. predicting welding distortion in a panel structure with longitudinal stiffeners using inherent deformations obtained by inverse analysis method. hindawi publishing corporation, the scientific world journal, vol. 2014, article id 601417, 8 pages. [crossref] 7. pałubicki s.; karpiński s. wpływ energii liniowej na skłonność powstawania pęknięć gorących w procesie spawania stali s355j2wp metodą 135, welding technology review 2015, vol. 87(4), 21–27. [crossref] 8. poch k. plany eksperymentu. opracowanie planu oceny czułości badań magnetyczno-proszkowych. welding technology review, 2012, vol. 87 (4), 41–48. [crossref] 9. kukiełka l. podstawy badań inżynierskich, wydawnictwo naukowe pwn, warszawa 2002. 10. urbański t. węzeł hybrydowy – prognozowanie odkształcenia kątowego łącznika na podstawie planowanego eksperymentu trójwartościowego, welding technology review 2017, vol. 89(9), 6–13. [crossref] © 2019 by the authors. submitted for possible open access publication under the terms and conditions of the creative commons attribution (cc by) license (http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/). https://doi.org/10.1016/j.jmatprotec.2016.10.006 https://doi.org/10.1016/j.jmatprotec.2006.10.013 https://doi.org/10.1016/j.marstruc.2010.05.002 https://doi.org/10.1016/j.marstruc.2015.12.001 https://doi.org/10.1016/j.matdes.2013.08.082 http://dx.doi.org/10.1155/2014/601417 http://www.pspaw.pl/index.php/pspaw/article/view/136 http://www.pspaw.pl/index.php/pspaw/article/view/398 http://www.pspaw.pl/index.php/pspaw/article/view/805 201105_pspaw 20 przegląd spawalnictwa 5/2011 krzysztof dutka jan stabryła przyczyny pękania elementów spawanych zbiornika procesowego reasons of failure of welded elements in the process tank   dr inż. krzysztof dutka, dr inż. jan stabryła – uniwersytet warmińsko-mazurski w olsztynie. streszczenie przyczyny awarii konstrukcji spawanych często związane są z niską jakością wykonanych złączy. wady wynikają z nieprzestrzegania technologii spawania, zastosowania nieodpowiedniego materiału podstawowego i dodatkowego lub braku kwalifikacji spawaczy. są jednak przypadki, kiedy przyczyny zniszczenia wynikają ze złego rozwiązania konstrukcyjnego lub niewłaściwej eksploatacji. analiza pękania złączy spawanych w mieszalniku ze stali austenitycznych wykazała, że proces zniszczenia wiąże się z drganiami generowanymi przez mieszadło podczas pracy. w takich warunkach naprawa złączy spawanych i wzmacnianie konstrukcji chwilowo poprawi sytuację, lecz bez usunięcia przyczyny pęknięć (wpadanie urządzenia w zakres drgań krytycznych) nie wyeliminuje problemu. abstract reasons of welded constructions breakdown is very often in a low quality of welded joints. defects are the result of departure from welding technology specification, use of improper filler or base metal or insufficient welder qualifications. there are also cases when reasons of failure are a result of wrong constructional solution or improper exploitation. the analysis of the case of welded joints cracking in mixer of austenitic steel showed that the process of destruction was connected with vibrations generated by stirrer in the work conditions. in such conditions repair of cracks and reinforcement of construction leads temporarily to improvement of situation, but without elimination the root reason of cracking (falling of device into critical range of vibration) can only slow down but no eliminate the problem of cracking. wstęp każdy element konstrukcji ulega zniszczeniu po przekroczeniu określonego naprężenia niszczącego. wiadomo również, że zniszczenie może nastąpić przy znacznie mniejszych poziomach naprężeń, jeśli tylko mają one charakter oscylacyjny i działają dostatecznie długo [1]. zjawisko to nosi nazwę zmęczenia materiału i należy się z nim zawsze liczyć w drgających elementach maszyn i konstrukcji. pęknięcia zmęczeniowe rozwijają się przy naprężeniach niższych niż granica plastyczności materiału i bez zauważalnych odkształceń plastycznych. wytrzymałość zmęczeniową określają najsłabsze miejsca konstrukcji, w których rozpoczyna się pękanie – karby geometryczne spiętrzające naprężenia (rys. 1). złącza spawane ze względu na niedoskonałości geometrii i procesu spawania zawierają często niezgodności będące przyczyną spiętrzenia naprężeń. miarą spiętrzenia naprężeń jest współczynnik kształtu αk= σmax/ σn, który opisuje geometrię karbu, a nie zależy od wielkości obciążenia, wymiarów elementu rys. 1. rozkład naprężeń w pręcie płaskim z karbem (pręt rozciągany, materiał doskonale sprężysty) [2] fig. 1. stress distribution in notched flat bar (bar stretched, elastic material) [2] 21przegląd spawalnictwa 5/2011 i rodzaju materiału. naprężenie nominalne σn = p/fk określa stosunek siły p do pola przekroju w miejscu karbu fk (rys. 1). spośród wszystkich rodzajów złączy spawanych najmniejsze spiętrzenie naprężeń występuje w złączach doczołowych. wypukłość lica lub wyciek grani spoiny wywołują spiętrzenie naprężeń nawet trzykrotne (αk = 1÷3), podczas gdy spoina czołowa z usuniętym mechanicznie licem ma współczynnik kształtu αk = 1, jeśli w złączu nie występują niezgodności wewnętrzne. dla złączy doczołowych ze szlifowanym licem wytrzymałość zmęczeniowa odpowiada wytrzymałości materiału rodzimego. spiętrzenie naprężeń w spoinach pachwinowych jest znacznie większe: αk = 4 od strony lica i αk = 7 od strony grani [3]. o ile kształt lica można skorygować obróbką mechaniczną, to spiętrzenia graniowego praktycznie nie można zmniejszyć. problemy wibracyjne w zbiornikach z mieszadłami mogą pojawiać się przy pewnych prędkościach obrotowych, lecz zjawisko to jest bardzo złożone i zależy również od wymiarów gabarytowych zbiornika i mieszadła, jego usytuowania, odległości od dna. istotną rolę odgrywa obecność kierownic w zbiorniku, sposób ułożyskowania, stopień wypełnienia zbiornika, temperatura i lepkość surowca. konieczne jest wyeliminowanie skrzywienia wału i wyważenie wszystkich elementów obrotowych [4]. drgania mogą występować zarówno podczas cyklu procesowego, jak i w cyklu mycia zbiornika. parametry pracy mogą powodować powstawanie wiru. bezpieczna praca mieszadła polega na eksploatacji w zakresie prędkości obrotowej niepowodującej wpadania układu w częstotliwość drgań własnych [5]. operator urządzenia nie może dopuścić do pracy w zakresie prędkości powodującej wystąpienie częstotliwości drgań krytycznych. częstotliwość własna związana z prędkością krytyczną wywołuje problemy, gdy prędkość operacyjna jest zbyt bliska prędkości krytycznej. długość wału, masa wału i mieszadła oraz moduł sprężystości stali to również czynniki wpływające na poziom częstotliwości, przy której wał wpada w wibracje. jeśli czynniki zewnętrzne, takie jak prędkość operacyjna mieszadła, są zgodne z częstotliwością własną, zniszczenie o charakterze katastroficznym jest nieuniknione. większość mieszalników projektowana jest do pracy poniżej pierwszej naturalnej częstotliwości drgań wału miksera [6]. typowe prędkości operacyjne ograniczane są ze względu na problemy wibracyjne do poziomu poniżej 85% częstotliwości drgań własnych. jeśli prędkość obrotowa i częstotliwość drgań własnych są zbyt bliskie, powstające wibracje prowadzą do dużych obciążeń mechanicznych. podatne lub zbyt słabe mocowanie wału może być powodem problemów mechanicznych. uginanie się zamocowania w mieszalniku może prowadzić do zgięcia wału i przyspieszonego zużycia ułożyskowania. może również umożliwiać wibracje powodujące zużycie uszczelnienia. podatne zamocowanie obniża wartość pierwszej naturalnej częstotliwości krytycznej wału miksera, powodując wystąpienie drgań krytycznych nieuwzględnionych zwykle w projekcie [7]. cel i zakres badań producent zbudował mieszalnik do syropu, w którym zostało wykorzystane mieszadło dostarczone przez zamawiającego. mieszadło pracowało wcześniej w innym mieszalniku, którego zbiornik został złomowany z powodu pęknięć. w nowym mieszalniku pojawiły się pęknięcia płaszcza grzewczego po roku eksploatacji. naprawy gwarancyjne wycieków (pięciokrotnie w ciągu kolejnego roku) nie pozwoliły wyeliminować problemu pęknięć. użytkownik mieszalnika deklarował poprawność procesu eksploatacyjnego. celem badań było określenie przyczyn pękania elementów konstrukcyjnych mieszalnika. wykonano analizę rozwiązania konstrukcyjno-materiałowego urządzenia, badania wizualne złączy spawanych oraz badania makroskopowe przełomów. rozwiązanie konstrukcyjno-materiałowe przedmiotem badań były elementy konstrukcyjne mieszalnika walcowego o osi pionowej z dennicami stożkowymi (rys. 2). zbiornik mieszalnika został wykonany ze stali kwasoodpornej 316l (aisi) o grubości ścianki 4 mm. w dolnej części zbiornik okryty jest płaszczem grzewczym. płaszcz grzewczy stanowią kanały o profilu płaskiego ceownika ze stali 304 o grubości ścianki 2,5 mm przyspawane ramionami do zbiornika. zbiornik posadowiony jest na 3 nogach przyspawanych bezpośrednio do płaszcza zbiornika w strefie płaszcza grzewczego. konstrukcja wymagała dokonania wycięć na nogi w najniższym kanale płaszcza grzewczego. prostokątne otwory szerokości ok. 140 mm wycięte w płaszczu pozwoliły na swobodne przyspawanie nóg do dennicy zbiornika. do zaślepienia szczelin powstałych między płaszczem grzewczym a zbiornikiem użyto pasków stali, które połączono z płaszczem za pomocą spoin narożnych, a ze zbiornikiem za pomocą rys. 2. widok zbiornika na syrop fig. 2. view of the tank into a syrup 22 przegląd spawalnictwa 5/2011 spoin pachwinowych. nogi zbiornika o przekroju kwadratowym 100x100x3 mm zaślepione zostały od dołu płytkami zamykającymi grubości 5 mm z centralnym otworem. w otworach przyspawano nakrętki umożliwiające wkręcanie śrub (stóp) poziomujących. konstrukcję spawano metodą tig. mieszalnik o pojemności 3000 l i średnicy wewnętrznej zbiornika 1500 mm eksploatowany był w zakładzie przetwórstwa spożywczego (rozpuszczanie cukru na syrop) przy temperaturze pracy 120oc i ciśnieniu roboczym pmax = 3,5 bara. zbiornik został wyposażony w mieszadło pionowe (dostarczone przez zamawiającego) osadzone w króćcu k1 dennicy górnej. oś mieszadła przesunięta była względem osi zbiornika o ok. 450 mm. płaszcz grzewczy zbiornika uległ rozszczelnieniu po ok. 12-miesięcznej eksploatacji. uszkodzenia polegały na powstaniu pęknięć w spoinach narożnych wnęk płaszcza grzewczego (w strefie mocowania nóg). nieszczelności były kilkakrotnie naprawiane przez ponowne zespawanie lub wykonanie nakładek. w późniejszym okresie wystąpiły pęknięcia w obrębie płytek zamykających nogi zbiornika, w których osadzone były śruby poziomujące. wytwórca zbiornika dokonał naprawy polegającej na nacięciu i zespawaniu pęknięć w płytkach. widok elementów z pęknięciami przedstawiono na rysunkach 3 i 4. badanie składu chemicznego wykonane spektrometrem badania kontrolne składu chemicznego elementów konstrukcyjnych zbiornika oraz spoiny narożnej, w których wystąpiły pęknięcia, potwierdziły zgodność materiału z dokumentacją. wyniki badań zestawiono w tablicy i. numery próbek odpowiadają numerom elementów z rysunków 3 i 4. tablica i. skład chemiczny elementów z pęknięciami table i. chemical composition of components with cracks numer i nazwa elementu udział wagowy, % cr ni mo mn cu fe 1 – zaślepka 16,81 9,79 2,11 1,28 0,45 68,44 2 – zaślepka 16,93 9,43 2,05 1,15 0,34 68,99 3 – spoina narożna 18,21 10,81 1,13 1,72 0,35 66,87 4 – płaszcz grzewczy 18,03 8,38 0,19 1,15 0,54 71,22 5 – nakładka płaszcza 17,97 8,18 0,50 1,75 0,30 70,36 6 – zaślepka 16,66 10,01 2,05 1,36 0,41 68,43 analiza wykazała, że ze względu na zawartości cr i ni (a w zaślepkach nóg – elementach nr 1, 2 i 6 również mo) blachy odpowiadają typowym gatunkom stali austenitycznych. brak możliwości oceny zawartości c, si, ti, nb czy n oraz zanieczyszczeń nie pozwala na zakwalifikowanie blach na podstawie składu chemicznego do konkretnego znormalizowanego gatunku stali kwasoodpornych. blacha, z której wykonano zaślepki nóg, zbliżona jest składem chemicznym do stali 316, a blacha użyta na płaszcz grzewczy do stali 304 (aisi). skład chemiczny spoiny narożnej łączącej blachy płaszcza grzewczego wykazuje zawartość ok. 1,13% mo. świadczy to o zastosowaniu do spawania materiału dodatkowego zawierającego molibden i potwierdza poprawność jego doboru. badania wizualne elementów z pęknięciami pomijając w ocenie obecność pęknięć eksploatacyjnych, złącza spawane mieszalnika zostały zakwalifikowanie do klasy jakości b (wysoka jakość) wg wymagań normy pn-en 5817. badania elementów odciętych od zbiornika podczas napraw wykazały obecność pęknięć o charakterze kruchym, tj. pęknięć praktycznie bez odkształceń plastycznych w ich rejonie. pęknięcia zarówno w płaszczu grzewczym, jak i w płytkach zaślepiających nogi zbiornika rozchodzą się w różnych kierunkach, nie wykazując rys. 3. próbki pobrane z wycięcia w płaszczu grzewczym na nogi zbiornika – widok elementów z pęknięciami w spoinach narożnych fig. 3. samples from the notch in the heating jacket on the feet of the tank – a view of elements with cracks in the corner joints rys. 4. zaślepki nóg zbiornika: a-b) element 1, c-d) element 6, e-f) element 2 fig 4. feet caps of tank: a-b) element 1, c-d) element 6, e-f) element 2 a) b) c) d) e) f) 23przegląd spawalnictwa 5/2011 związku z włóknistością stali, czyli kierunkiem walcowania. fakt, że charakter pęknięć jest identyczny, a część zniszczonych elementów nie miała kontaktu z czynnikiem roboczym czy grzewczym (para wodna) oraz substancjami stosowanymi do dezynfekcji, wyklucza korozyjne podłoże przyspieszonego zniszczenia. widok płytek zaślepiających nogi zbiornika od strony wewnętrznej wskazuje na związek pęknięć ze spoinami sczepnymi wykonanymi do ustalenia położenia nakrętek w otworach płytek zaślepiających przed ich połączeniem z nogami (rys. 4b, d, f). stan rozwoju pęknięć w płytkach każdej z trzech nóg jest inny. w płytce oznaczonej numerem 1 nastąpiło wielokierunkowe pękanie z doprowadzeniem do oddzielenia fragmentu płytki zaślepiającej (rys. 4a, b). sposób zniszczenia, którego skutkiem jest całkowite oddzielenie fragmentu płytki zamykającej, jest silnym argumentem wskazującym na to, że przyczyn zniszczenia należy poszukiwać w drganiach wibracyjnych konstrukcji. od strony zewnętrznej płytki zaślepiającej nr 6 widoczne są ściegi naprawcze nałożone w miejscach pęknięć (rys. 4c). widok płytki zaślepiającej od strony wewnętrznej (rys. 4d) wskazuje, że spoiny naprawcze wykonane zostały powierzchniowo, co zatrzymało ich rozwój, lecz nie zahamowało procesu powstawania nowych pęknięć w istniejących warunkach eksploatacyjnych. w płytce nr 2 brak jest pęknięć od strony zewnętrznej i wewnętrznej (rys. 4e, f). różny stopień uszkodzeń występujący w płytkach każdej z nóg wskazuje, że istotna jest ich lokalizacja w stosunku do układu obrotowego mieszalnika generującego pęknięcia. od usytuowania nogi zależeć będzie amplituda drgań, a więc i stopień jej zniszczenia. pękanie spoin narożnych wokół wycięć na nogi w płaszczu grzewczym (rys. 3a, b) doprowadziło do wycieku czynnika grzewczego. przykładowe pęknięcie przedstawiono na rysunku 5. spoina narożna (położona na brzegu ustawionych pod kątem prostym blach) jest miejscem, w którym występuje szczególnie silne spiętrzenie naprężeń, sprzyjające inicjowaniu i rozwojowi pęknięcia jej środkiem. podczas naprawy pęknięć płaszcza grzewczego w niektórych wariantach wyeliminowano złącze ze spoiną narożną, zastępując je elementem giętym (nakładką na płaszcz – bez spoiny). dalsza eksploatacja zbiornika po naprawie spowodowała pękanie przebiegające wzdłuż krawędzi gięcia nakładki, a więc w identycznym miejscu, w którym przed naprawą była spoina narożna (rys. 6). w tym przypadku pękanie przebiegało w materiale giętym (bez spoiny) po linii gięcia, co świadczy o tym, że pękanie powstaje niezależnie od obecności czy braku spoiny narożnej. zmęczeniowy charakter zniszczenia wskazuje, że powodem pęknięcia są warunki eksploatacji, a nie jakość złącza spawanego. na rysunku 7 przedstawiono przykład powierzchni z pęknięciami stwierdzonymi w elementach konstrukcyjnych zbiornika. charakter pęknięcia z liniami przestankowymi potwierdza jego zmęczeniowe podłoże. spoiny sczepne lub niepełny przetop w spoinach narożnych działały jako koncentratory naprężeń, a więc miejsca, w których następowała inicjacja pękania zmęczeniowego. linie pękania na powierzchni przełomu płytki zaślepiającej określają kierunek pękania (rys. 7). w tym przypadku układ prążków wskazuje, że źródłem pękania były spoiny sczepne, a pęknięcie przemieszczało się promieniowo od nakrętki na zewnątrz płytki (rys. 8). w realizowanej technologii spawania nóg zbiornika spoiny sczepne (4 na obwodzie nakrętki) pozostają nieprzetopione, gdyż właściwa spoina mocująca nakrętkę wykonana jest od strony zewnętrznej zaślepki. w przypadku występowania drgań eksploatacyjnych spoiny sczepne stają się szczególnie silnymi inicjatorami pękania zmęczeniowego. wskazane jest więc wykonywanie złącza nakrętki z pełnym przetopem lub przetopienie spoin sczepnych przez położenie spoiny na całym obwodzie przed zaślepieniem nogi. rys. 5. pęknięcie w spoinie narożnej wnęki płaszcza fig. 5. a fracture occurring in the corner weld in the cavity of the heating jacket rys. 6. pęknięcie w nakładce wykonanej podczas naprawy nieszczelności fig. 6. a crack in the overlay weld done during repair of the leaks rys. 7. widok powierzchni z pęknięciami zaślepki nogi zbiornika. widoczne prążki wskazują na zmęczeniowy charakter pękania fig. 7. view of surface cracks in the boiler feet cap. visible bands indicate the fatigue cracking character rys. 8. promieniowe pęknięcia od spoin sczepnych nakrętki fig. 8. radial cracks in the weld of the nut 24 przegląd spawalnictwa 5/2011 podsumowanie spoiny narożne są powszechnie stosowane podczas łączenia elementów konstrukcyjnych płaszczy grzewczych przez producentów zbiorników procesowych. mimo założonego konstrukcyjnie niepełnego przetopu, charakterystycznego dla tego rodzaju złączy, w typowych warunkach pracy nie stanowią one problemu eksploatacyjnego, ale w warunkach obciążeń dynamicznych stają się silnymi koncentratorami naprężeń i miejscem powstawania pęknięć. przeprowadzone badania i analizy wskazują, że pęknięcia elementów konstrukcyjnych mieszalnika mają charakter zmęczeniowy. jako pierwsze ujawniły się pęknięcia wzdłuż spoin narożnych w wycięciach na nogi płaszcza grzewczego, które spowodowały wyciek czynnika grzewczego. naprawa nieszczelności przez odtworzenie złączy narożnych była skuteczna na krótki okres eksploatacji. naprawa polegająca na wykonaniu nakładki formowanej metodą obróbki plastycznej okazała się tylko nieznacznie lepsza. miejscem powstania pęknięć w nakładce była krawędź gięcia, gdzie w wyniku odkształcenia nastąpiło pogorszenie plastyczności. pęknięcia rozwijały się dalej w materiale rodzimym poza strefą deformacji. eksperyment potwierdził, że powtarzające się pękanie wywołane jest warunkami eksploatacji, a nie jakością złączy. pęknięcia powstawały również w płytkach zaślepiających nogi zbiornika, a zaczynały się w spoinach sczepnych ułożonych po stronie wewnętrznej nogi. w materiale płytki pękanie rozwijało się w różnych kierunkach w sposób charakterystyczny dla pęknięć zmęczeniowych, wykazując brak związku z kierunkiem walcowania blachy. w jednej z zaślepek proces pękania doprowadził do całkowitego oddzielenia fragmentu płytki, co jest charakterystyczne dla zniszczenia wywołanego przez drgania. powierzchnia przełomów wskazuje na zmęczeniowy charakter pęknięć. bardzo krótki okres eksploatacji zbiornika do momentu wystąpienia nieszczelności oraz kolejne pęknięcia powstające mimo kilkakrotnych starannych napraw wskazują, że w mieszalniku podczas pracy występują drgania rezonansowe. skutkiem drgań są liczne, różnokierunkowe pęknięcia w węzłach związanych z posadowieniem zbiornika (strefą mocowania nóg do zbiornika i strefą zetknięcia nóg z podłożem). zastosowane w mieszalniku rozwiązanie konstrukcyjne i technologiczne wydaje się być zrealizowane na poziomie jakości stosowanym w tego typu urządzeniach. niedociągnięcia wytwórcze mogły być przyczyną nieszczelności pierwotnej, lecz usunięte podczas naprawy gwarancyjnej powinny pozwolić na wieloletnią eksploatację zbiornika, o ile naprężenia powstające podczas pracy pod względem rodzaju i wartości byłoby zgodne z założonymi w projekcie. drgania rezonansowe, w które może wpadać zbiornik eksploatowany przy niewłaściwych parametrach, mogą być powodem szybkiego zniszczenia bardzo sztywnych, wytrzymałych i perfekcyjnie wykonanych konstrukcji. w warunkach obciążeń dynamicznych złącza spawane są zawsze najsłabszym ogniwem pod względem zarówno ciągliwości, jak i podatności do propagowania pęknięć – w związku z tym są one narażone na zniszczenie w pierwszej kolejności. drgania elementów obrotowych przenoszą się na elementy konstrukcyjne zbiornika (płaszcz wewnętrzny i grzewczy oraz nogi) i prowadzą do pęknięć w miejscach, w których amplituda drgań jest największa, a przekrój najmniejszy. wnioski rozwiązanie konstrukcyjno-technologiczne mieszalnika odpowiada pod względem jakościowym wykonawstwa poziomowi stosowanemu w tego typu konstrukcjach. pękanie elementów konstrukcyjnych mieszalnika z plastycznej stali austenitycznej następowało w wyniku procesów zmęczeniowych. występowanie pękania kruchego w materiale rodzimym w strefie gięcia i z dala od zmian wywołanych procesami cieplnymi czy odkształceniem plastycznym potwierdza zmęczeniowy charakter pęknięć. na zmęczeniowy mechanizm pękania wskazuje charakterystyczna powierzchnia przełomów z obecnością prążków i linii przestankowych. sposób pękania wskazuje na eksploatację zbiornika w warunkach generujących drgania rezonansowe. wskazane jest przeprowadzenie diagnostyki wibroakustycznej zbiornika podczas eksploatacji. literatura [1] cempel c.: wibroakustyka stosowana. wydanie internetowe na podstawie wyd. 2 zmien. warszawa 1989, pwn. rozdział 3.4 wpływ hałasu i drgań na konstrukcje i maszyny. [2] ferenc k.: spawalnictwo. wnt, warszawa 2007. [3] ferenc k., ferenc j.: konstrukcje spawane, projektowanie połączeń. wnt, warszawa 2000. [4] khemani h.: vibration in machinery – their causes and identification. http://www.brighthub.com/engineering/mechanical/articles/8079.aspx#ixzz1k0uigccz [5] dickey d.s.: mechanical design of mixing equipment handbook of industrial mixing, john wiley & sons, . 2004. [6] delaney k., sutton c.: dirty dozen “bad actor” mixing problems: part i pumps & systems, 11/2003, s. 30-36. [7] delaney k., sutton c.: dirty dozen “bad actor” mixing problems: part ii pumps & systems, 12/2003, s. 28-30. ps 10 2015 www.pdf 108przegląd spawalnictwa vol. 87 10/2015 odporność połączeń klejowych na oddziaływanie wysokiej temperatury resistance of adhesive joints to impact high temperature prof. dr hab. inż. zbigniew mirski, dr inż. roman wróblewski, mgr inż. adam gołembiewski – wydział mechaniczny politechniki wrocławskiej. autor korespondencyjny/corresponding author: zbigniew.mirski@pwr.edu.pl streszczenie wytrzymałość cieplna i odporność na podwyższone i wysokie temperatury stanowią jedne z największych niedostatków klejów i połączeń klejowych. połączenia klejowe wykonane konstrukcyjnymi klejami organicznymi są zwykle nieodporne na oddziaływanie wysokiej temperatury. w takich warunkach pracy klej mięknie i ulega degradacji a wytrzymałość mechaniczna połączeń klejowych wyraźnie spada. w artykule przedstawiono wpływ nagrzewania na twardość shore’a (hsd) klejów handlowych oraz zmodyfikowanych poprzez udział napełniaczy metalowych. przeprowadzono badania wpływu napełniaczy stanowiących proszki miedzi i aluminium na wytrzymałość mechaniczną połączeń klejowych w temperaturze 100 i 200 ºc w porównaniu z temperaturą pokojową. słowa kluczowe: klejenie, kleje o budowie kompozytowej, wysoka temperatura, twardość shore’a (hsd), wytrzymałość na ścinanie połączeń klejowych abstract heat resistance, and resistance at elevated and high temperatures are one of the biggest shortcomings of glue and adhesive joints. structural adhesive joints made with organic adhesives are generally not resistant to the effects of high temperatures. in such work conditions, the adhesive softens and is degraded and the mechanical strength of the bond drops significantly. article presents the influence of heating on the shore hardness (hsd) commercial adhesives and modified by participating metal fillers. conducted study the effect of fillers provide powders of copper and aluminum on the mechanical strength of the adhesive joints at 100 and 200 ºc in comparison to room temperature. keywords: bonding, adhesives of composite construction, high temperature, shore hardness (hsd), shear strength adhesive bonds wstęp klejenie jest najstarszą technologią spajania, która dzisiaj rozwija się dynamicznie i ma największą przyszłość przed sobą. obecnie na rynku można mieć dostęp do kilkudziesięciu różnych odmian klejów do zróżnicowanych zastosowań, pochodzących zarówno od producentów rodzimych jak i zagranicznych. pojawiły się również i są dostępne na rynku kleje ceramiczne, których odporność na oddziaływanie temperatury sięga nawet do 1200 ºc [20]. kleje znalazły zastosowanie w bardzo różnych dziedzinach życia i techniki [1÷7]. połączenia klejowe spotyka w różnych gałęziach przemysłu, budownictwie, rzemiośle i w medycynie. jednym ze szczytowych osiągnięć klejenia w kosmonautyce było zastosowanie klejów polimerowych do klejenia krzemowych płytek żaroodpornych do kadłuba promu kosmicznego „columbia 7” [23,24]. przewiduje się, że już niedługo połączenia klejowe będą stanowić ponad 30 % wszystkich rodzajów połączeń stosowanych w budowie maszyn. fakt ten wynika w znaczącej mierze z gwałtownego postępu w dziedzinie zbigniew mirski, roman wróblewski, adam gołembiewski materiałów, a w szczególności kompozytów, w których to kleje na osnowie syntetycznych tworzyw znalazły szerokie zastosowanie. wciąż rosnący udział klejenia wynika także z odmiennych właściwości połączeń w porównaniu z połączeniami wykonanymi klasycznymi metodami spajania. do najbardziej znaczących zalet techniki klejenia można zaliczyć [3÷14]: – możliwość łączenia materiałów o odmiennych właściwościach fizykochemicznych, – równomierne rozłożenie obciążeń na całej klejonej powierzchni w porównaniu z innymi metodami spajania (rys. 1), – możliwość łączenia elementów na dużej powierzchni i poprzez to zmniejszanie naprężeń działających na połączenie klejowe, – zmniejszenie masy końcowego wyrobu, poprzez możliwość łączenia pocienionych elementów, – brak strefy wpływu ciepła w połączeniach powstających w temperaturze otoczenia, 109przegląd spawalnictwa vol. 87  10/2015 lp. oznaczenie baza chemiczna wytrzymałość na ścinanie [mpa] zakres temperatury pracy [ºc] zastosowanie uwagi 1 loctite f246 [14] żywica akrylowa 35 do 120 produkt ogólnego zastosowania klej jednoskładnikowy 2 maxweld m2 mc-2661 [15] żywica metakrylowa <30 -55 – +180 (45 min w 220 ºc ) do metali, niektórych tworzyw sztucznych łączy ze sobą poliwęglany i metale, wiele wersji kolorystycznych 3 loctite hysol 9514 [14] epoksyd 46 stal śrutowana, 32 stal nierdzewna, 20 stal ocynkowana -55 – +200 metale, ceramika, większość tworzyw sztucznych klej jednoskładnikowy, utwardzanie ciepłem, wysoka odporność na działanie czynników mechanicznych 4 araldite 2011 [16] epoksyd 26-aluminium, 25 stal, 23 stal nierdzewna, 22miedź, 5abs, 3pvc -60 – +100 metal, kamień, ceramika, tworzywo sztuczne sprawdzona odporność starzeniowa w rzeczywistych warunkach pracy przez 5 lat tablica i. właściwości klejów na osnowie żywic akrylowych i epoksydowych [14÷16] table i. the properties of adhesives based on acrylic resins and epoxies [14÷16] – zwykle brak dodatkowej obróbki po wykonaniu połączeń klejowych, – zmniejszenie niebezpieczeństwa wystąpienia korozji elektrochemicznej. rys. 1. rozkład naprężeń w złączach spawanych, nitowanych i klejowych [13] fig. 1. stress distribution in welding, riveted and adhesive joints [13] właściwości klejów przeznaczonych do pracy w podwyższonej temperaturze największą barierą dla zwiększonego zastosowania klejów jest wyraźne zmniejszenie parametrów wytrzymałości mechanicznej pod wpływem oddziaływania wysokiej temperatury, tj. temperatury powyżej 120 ºc. większość dostępnych klejów na rynku jest odporna na oddziaływanie temperatury do około 100 ºc, tylko niewielka grupa może pracować w wyższej temperaturze. wytrzymałość na ścinanie połączeń klejowych, podana w tablicach i÷iv, odnosi się tylko do temperatury pokojowej. dla połączeń wykonanych klejami ceramicznymi brakuje też danych dotyczących wytrzymałości mechanicznej w wysokiej temperaturze (tabl. vi). ze względu na budowę chemiczną i sposób utwardzania klejów odpornych na oddziaływanie wysokiej temperatury wyróżnić można kleje [1]: – na osnowie żywicy metakrylowej (tabl. i), – na osnowie żywicy epoksydowej (tabl. i), – silikonowe (tabl. ii), – anaerobowe (tabl. iii), – utwardzane światłem uv (tabl. iv), – termotopliwe (tabl. v), – ceramiczne (tabl. vi). lp. oznaczenie baza chemiczna wytrzymałość na rozciąganie (23 +/-2 °c) [mpa] zakres temperatury pracy [ºc] zastosowanie uwagi 1 loctite 5399 [14] silikon acetoksy 3,3 +300 do klejenia i uszczelniania szkła, metali i ceramiki klej jednoskładnikowy, wydłużenie przy rozciąganiu 500% 2 kisling ag ergo 3020 [17] silikon oksymowy modyfikowany 2 -60 – +315 (krótkotrwale do +370 ºc) nasadki i kołnierze w silnikach spalinowych, kołnierze wentylatorów, pokrywy skrzyni biegów, miski olejowe klej przeznaczony głównie do przemysłu motoryzacyjnego tablica ii. właściwości klejów na osnowie silikonów [14,17] table ii. the properties of adhesives based on silicones [14,17] 110przegląd spawalnictwa vol. 87 10/2015 dodatkową grupą klejów, które mogą pracować w wysokiej temperaturze stanowią kleje o budowie kompozytowej, jednakże ich właściwości w dużej mierze zależą zarówno od osnowy jak i rodzaju i właściwości fazy wzmacniającej (zbrojenia) [8]. lp. oznaczenie baza chemiczna wytrzymałość na ścinanie przy rozciąganiu [mpa] zakres temperatury pracy [ºc] zastosowanie uwagi 1 loctite 620 [14] metakrylan >24,1 -55 – +230 do klejenia i uszczelniania szkła, metali i ceramiki klej jednoskładnikowy, wydłużenie przy rozciąganiu 500% 2 loxeal 24÷18 [18] metakrylan 2÷4 -55 – +150 zabezpieczanie gwintów przed luzowaniem się i odkręcaniem, przeciekami i korozją maksymalna średnica gwintu m24 tablica iii. właściwości klejów anaerobowych [14,18] table iii. properties of anaerobic adhesives [14,18] lp. oznaczenie baza chemiczna wytrzymałość na ścinanie [mpa] zakres temperatury pracy [ºc] zastosowanie uwagi 1 loctite 3926 [14] klej akrylowy 7 -40 – +150 do klejenia i uszczelniania szkła, metali i ceramiki klej jednoskładnikowy, wydłużenie przy rozciąganiu 500% 2 loxeal 83÷61 [18] ester metakrylowy -55 – +175 przeznaczony do klejenia szkła z innymi materiałami maksymalna szczelina 0,01-0,12 mm, mała lepkość 400-600 mpa·s tablica iv. właściwości klejów utwardzanych światłem uv [14,19] table iv. properties of uv light curable adhesives [14,19] lp. oznaczenie baza chemiczna temperatura mięknienia [°c] zakres temperatury pracy [ºc] zastosowanie uwagi 1 macromelt 6238 [14] poliamid +133 – +145 +180 – +220 dobra adhezja do metali i tworzyw sztucznych odporny na olej, nie zawiera rozpuszczalnika 2 technomelt ps-m8783 [14] kauczuk termo-plastyczny +132 – +142 +160 – +180 dobra adhezja do metali i tworzyw sztucznych kontaktowy („wiecznie żywy”) tablica v. właściwości klejów termotopliwych [14] table v. properties of hot melt adhesives [14] lp. oznaczenie baza chemiczna wytrzymałość na ścinanie [mpa] zakres temperatury pracy [ºc] zastosowanie uwagi 1 technicoll silicate 1200 [20] krzemiany -40 – +1200 montaż, naprawa oraz uszczelnianie układów wydechowych, wykładzin szamotowych oraz metalowych odprowadzających spaliny i ciecze 2 resbond 919 [21] tlenek magnezu +1500 podwyższone parametry dielektryczne, stałe w czasie zarówno na zimno, jak i w podwyższonej temperaturze, dobre parametry wytrzymałościowe tablica vi. właściwości klejów ceramicznych [20,21] table vi. ceramic adhesive properties [20,21] 111przegląd spawalnictwa vol. 87  10/2015 kleje stosowane w badaniach do badań własnych wybrano dwa rodzaje klejów. pierwszym był klej ceramiczny silicate 1200 z napełniaczem stanowiącym krzemiany [20] drugim natomiast agomet f330 na bazie żywicy metakrylowej [22]. dodatkowo do kleju agomet f330 dodano napełniacze, w postaci proszku miedzianego oraz proszku glinu. klej silicate 1200 jest ogniotrwałym klejem ceramicznym, nadającym się do klejenia materiałów pracujących w temperaturze powyżej 1000 ºc. jest on odporny na oddziaływanie spalin, rozcieńczonych kwasów, wody, chemikaliów oraz ujemnej temperatury [20]. właściwości kleju silicate 1200 zamieszczono w tablicy vii. gęstość, g/ml konsystencja czas uzyskania końcowej wytrzymałości, h odporność na temperaturę, ºc wytrzymałość na ścinanie połączeń klejowych, mpa 1,01 gęsty płyn 24 od -40 do 130 (krótkotrwale 200) 33 – al, stal 29 – cu, mosiądz tablica viii. właściwości kleju agomet f330 [22] table viii. adhesive properties agomet f330 [22] wygrzewanie połączenia w temperaturze 200 ºc przez 4 godziny, a następne ochłodzenie do temperatury pokojowej nie zmniejsza wytrzymałości połączenia klejowego. w tablicy ix przedstawiono wpływ długotrwałego 7 dniowego wygrzewania a następnie ochłodzenia próbki do temperatury pokojowej na wytrzymałość stalowego połączenia klejowego. sposób przygotowania powierzchni temperatura wygrzewania, ºc 20 120 175 odtłuszczenie 31 31,6 31,7 schropowacenie i odtłuszczenie 35,8 35,8 35,3 tablica ix. wpływ wygrzewania na wytrzymałość na ścinanie połączeń wykonanych klejem agomet f330 w mpa [22] table ix. effect of soaking on the shear strength of the adhesive joints made with agomet f330 in mpa [22] badania własne kleje o budowie kompozytowej, przygotowano na bazie kleju agomet f330, dodając po 60% wag. napełniaczy. stanowiły je: a) b) rys. 2. proszek aluminium (a), proszek miedzi (b) [1] fig. 2. aluminium powder (a), copper powder (b) [1] nieregularny proszek glinu o granulacji od 0 do 100 µm (rys. 2 a) oraz kulisty proszek miedziany o granulacji od 0 do 106 µm (rys. 2 b). zastosowane napełniacze wykazują dużą przewodność cieplną, zaliczaną do największych wśród metali, których ceny są stosunkowo niskie. przewodność cieplna miedzi wynosi około 390-400 w/(m·k), natomiast glinu 237 w/(m·k). rys. 3. próbki klejów do wygrzewania w wysokiej temperaturze oraz pomiarów twardości: agomet f330 (a), agomet f330 + cu (b), agomet f330 + al (c), silicate 1200 (d) [1] fig. 3. samples for soaking at high temperature and hardness research: agomet f330 (a), agomet f330 + cu (b), agomet f330 + al (c), silicate 1200 (d) [1] a) b) c) d) próby wytrzymania klejów w wysokiej temperaturze w próbie tej sprawdzono oddziaływanie wysokiej temperatury na poszczególne kleje oraz określono wpływ wygrzewania na ich twardość zmierzoną durometrem shore’a typu d (ºsh d). na odtłuszczone alkoholem izopropylowym blaszki ze stali s235jr naniesiono badane próbki klejów, na jednej próbce umieszczono po cztery porcje klejów o grubości warstwy ok. 3,0 mm. wymiary podłoża stalowego wynosiły 26,5x122,5x2 mm (rys. 3) [1]. gęstość, g/ml konsystencja czas utwardzania, h odporność na temperaturę, ºc 1,01 pasta 24 -40 +1200 tablica vii. właściwości kleju silicate 1200 [20] table vii. adhesive properties silicate 1200 [20] klej agomet f330 jest klejem dwuskładnikowym, do żywicy metakrylowej dodawano utwardzacz w postaci proszku. agomet f330 charakteryzuje się dużą szybkością utwardzania – około kilku do kilkunastu min (prędkość utwardzania zależy od ilości dodanego utwardzacza, zwykle dodaje się 3÷5 % wag.), dobrą wytrzymałością na ścinanie oraz oddzieranie. nadaje się do spajania stali, metali nieżelaznych oraz tworzyw sztucznych, takich jak: twardy pvc, abs, polistyren, poliwęglan, szkoło akrylowe, poliestry utwardzalne. inne właściwości kleju agomet f330 zamieszczono w tablicy viii. próby te polegały na wygrzewaniu klejów w suszarce laboratoryjnej wamed typu sup-65m w stałej temperaturze 200 oraz 250 ºc. czasy wygrzewania wynosiły: 5, 10, 15, 22 oraz 40 min. po wygrzewaniu próbki poddano ocenie wizualnej oraz pomiarom twardości durometrem shore’a skala d. ocena wizualna polegała na określeniu zmiany barwy na powierzchni i pod powierzchnią kleju, co pozwoliło stwierdzić czy klej dobrze zniósł próbę cieplną czy już rozpoczęły się w nim procesy destrukcji. wygrzewanie w temperaturze 200 ºc ceramiczny klej silicate 1200 nie zmienił zasadniczo swojej barwy. warstwa kleju silicate 1200 odpadła jednak od każdej próbki. może to wynikać z niedostatecznych właściwości adhezyjnych samego kleju. klej agomet f330 już po 5 min przebywania w temperaturze 200 ºc lekko zmienił barwę, po 40 min przebywania w suszarce przybrał kolor ciemno brązowy, co może wnioskować o znaczącej powierzchniowej zmianie struktury. klej agomet f330, do którego dodano proszek aluminiowy zaczął zmieniać 112przegląd spawalnictwa vol. 87 10/2015 swoją barwę dopiero po 40 min przebywania w temperaturze 200 ºc. barwa kleju z miedzianym napełniaczem już po 10 min przebywania w temperaturze 200 ºc uległa zmianie, natomiast po 40 min klej był już koloru ciemnoczekoladowego brązu. po usunięciu cienkiej utlenionej warstwy klejów ich barwa pod powierzchnią nie uległa większym zmianom w porównaniu ze stanem wyjściowym [1]. wygrzewanie w temperaturze 250 ºc klejem, który najszybciej zmienił barwę na kolor ciemno brunatny był klej z dodatkiem proszku miedzianego, co może świadczyć o jego utlenieniu powierzchniowym. klej silicate 1200 podobnie jak w poprzedniej próbie odpadł od każdej próbki. można wnioskować, że klej mimo dobrej odporności na temperaturę sięgającą nawet do 1200 ºc, nie nadaje się do ogólnego klejenia połączeń pracujących pod obciążeniem mechanicznym wymaga też wyraźnego zwiększenia sił adhezji do łączonych powierzchni [1]. jego zastosowanie dotyczy przede wszystkim połączeń o charakterze uszczelniającym, ze szczeliną i gniazdem półotwartym. pomiar twardości durometrem shore’a skala d w temperaturze pokojowej pomiary twardości klejów przeprowadzono durometrem shore’a skala d, firmy sauter, z penetratorem w kształcie ostrej iglicy (rys. 4). wartości twardości, stanowiących średnie z 5 pomiarów, zamieszczono w tablicy x. na podstawie wyników pomiarów twardości można stwierdzić, że wygrzewanie w temperaturze 250 ºc niezależnie od czasu wygrzewania nie wpływa znacząco na twardość kleju. w warstwie kleju silicate 1200 pojawiły się pęknięcia i rozwarstwienia, co istotnie wpłynęło na wartości pomiarów próbek wygrzewanych zwłaszcza w ciągu 15 oraz 40 min [1]. rys. 4. durometr shore’a typu d umieszczony na statywie [1] fig. 4. shore durometer type d mounted on a tripod [1] klej czas wygrzewania [min] 0 5 10 15 22 40 agomet f330 85 83 82 85 82 87 agomet f330 + cu 87 81 86 86 84 86 agomet f330 + al 92 90 85 86 82 89 silicate 1200 88 92 86 77 90 75 tablica x. zestawienie twardości klejów shore’a – d (ºsh), przed i po wygrzewaniu w temperaturze 250 ºc [1] table x. selection of the hardness shore – d (ºsh) of the adhesive before and after annealing at 250 ºc [1] rys. 5. połączenie klejowe ze stali c45 przeznaczone do statycznej próby ścinania [1] fig. 5. adhesive joint of steel c45 for static test of shear [1] statyczna próba ścinania połączeń klejowych statyczną próbę ścinania połączeń klejowych przeprowadzono zarówno w temperaturze pokojowej (23 ºc), jak i w temperaturze 100 i 200 ºc. powierzchnie próbek ze stali c45 obrobiono poprzez frezowanie i następnie odtłuszczono. połączenie klejowe miało powierzchnię 217,5 mm2 (15x14,5 mm). szczelina klejowa wynosiła 0,2 mm, ustalono ją za pomocą dwóch drucików stalowych o średnicy 0,2 mm. przykładowe połączenie klejowe pokazano na rysunku 5 [1]. rys. 6. maszyna wytrzymałościowa h25kt firmy tinius olsen z komorą grzewczą do temperatury 300 ºc [1] fig. 6. the testing machine tinius olsen ‚s h25kt with heating chamber to a temperature 300 ºc [1] próbki klejowe ścinano w przyrządzie na maszynie wytrzymałościowej o zakresie obciążeń do 1 t, z komorą nagrzewaną do temperatury 300 ºc (rys. 6). stosowano prędkość przesuwu belki poprzecznej maszyny równą 0,1 cm/min. do badań pobierano po 5 próbek z każdej grupy połączeń klejowych. 113przegląd spawalnictwa vol. 87  10/2015 wnioski przeprowadzone badania pozwalają na sformułowanie następujących wniosków: klej ceramiczny silicate 1200 był trudny do dozowania z uwagi na swoją konsystencję. jego właściwości adhezyjne w podwyższonej temperaturze pracy są niezadowalające. nadaje się do klejenia materiałów z półzamkniętym gniazdem (szczeliną) przy niewielkich obciążeniach mechanicznych. połączenia wykonane klejem ceramicznym okazały się kruche. klej nie ulega zmiękczeniu oraz zauważalnemu powierzchniowemu utlenieniu pod wpływem długotrwałego (40 min) wygrzewania w temperaturze 250 ºc. wygrzewanie badanych klejów w temperaturze sięgającej do 250 ºc nie wpływa znacząco na wartość twardości shore’a typu d, mierzoną w temperaturze pokojowej. wpływ napełniaczy dodanych do osnowy kleju agomet f330, stanowiącej żywicę metakrylową, jest istotny w temperaturze pokojowej i w temperaturze 100 ºc. sferyczny proszek miedzi podniósł wytrzymałość na ścinanie połączenia klejowego w temperaturze 23 i 100 ºc odpowiednio o 47 i 28% w porównaniu z połączeniami bez napełniacza. proszek aluminium wykazał mniejszy wpływ na wzrost wytrzymałości na ścinanie połączenia klejowego. wzrost ten wyniósł 40% w przypadku temperatury pokojowej i 21% w temperaturze 100 ºc. połączenia wykonane klejem syntetycznym agomet f330 na bazie organicznej tracą swoje właściwości wytrzymałościowe w temperaturze 200 ºc w wyniku zmiękczenia ich osnowy. napełniacze metalowe nie mają wtedy wpływu na wytrzymałość mechaniczną kompozytu klejowego. wytrzymałość na ścinanie połączeń klejowych o budowie kompozytowej w temperaturze 200 ºc jest niewielka i wynosi w granicach 0,3-0,6 mpa. to jednak może być wystarczające w warunkach małej obciążalności mechanicznej. literatura [1] gołembiewski a. badania połączeń wykonanych klejami konstrukcyjnymi w podwyższonej temperaturze, praca magisterska pod kier. prof. z. mirskiego, wydział mechaniczny politechniki wrocławskiej, wrocław 2015. [2] piwowarczyk t.: zwiększanie oddziaływań adhezyjnych i kohezyjnych w połączeniach klejowych węglików spiekanych ze stalą c45, rozprawa doktorska, politechnika wrocławska, wrocław 2008. wyniki statycznej próby ścinania połączeń klejowych zamieszczono w tablicy xi i przedstawiono na rysunku 7. największe różnice w wytrzymałości na ścinanie połączeń klejowych są zauważalne w temperaturze pokojowej (23 ºc). wpływ napełniaczy jest tu najbardziej znaczący. w przypadku dodatku proszku glinu wzrost wytrzymałości na ścinanie wyniósł 10 mpa (41 %), natomiast dla dodatku sferycznego proszku miedzianego 11,6 mpa (47 %) w porównaniu z klejem agomet f330 bez napełniaczy. przełomy po próbie ścinania miały najczęściej charakter adhezyjno–kohezyjny. rozrzut wartości w poszczególnych próbkach jest stosunkowo duży. odchylenie standardowe jest najmniejsze w przypadku wytrzymałości na ścinanie próbek klejonych przy użyciu czystego kleju agomet f330 [1]. w temperaturze 100 ºc dodane proszki aluminium oraz miedzi do kleju agomet f330 podniosły również wytrzymałość mechaniczną połączeń klejowych. w przypadku kleju z dodatkiem proszku aluminiowego wzrost ten wyniósł prawie 20% w porównaniu z klejem bez napełniacza. natomiast w przypadku dodatku proszku miedzi wzrost ten był jeszcze większy i wyniósł 28%. we wszystkich przeprowadzonych próbach w temperaturze 100 ºc przełomy połączeń klejowych miały zróżnicowany charakter w zależności od rodzaju kleju. w przypadku kleju kompozytowego z napełniaczem cu dominujący był przełom adhezyjny, dla kleju z proszkiem aluminiowym występował przełom o charakterze kohezyjnym a dla kleju agomet f330 przełom miał charakter mieszany adhezyjno kohezyjny. właściwości wytrzymałościowe połączeń klejowych w temperaturze 200 ºc są już niewielkie, wynoszą poniżej 1 mpa. charakter przełomu połączeń klejowych był najczęściej adhezyjno kohezyjny. klej agomet f330 jest oparty na żywicy metakrylowej stanowiącej związek organiczny, który w temperaturze 200 ºc ulega zmiękczeniu, mimo ograniczenia jego udziału przez dodatek napełniaczy metalowych [1]. wpływ napełniaczy na wytrzymałość na ścinanie połączeń klejowych jest już w tej temperaturze niezauważalny [1]. przy niewielkich obciążeniach mechanicznych i przy zachowaniu ewentualnie wymaganej szczelności połączenia, lp. klej wytrzymałość na ścinanie, mpa 23 ºc 100 ºc 200 ºc 1 agomet f330 24,5 (5,8) 7,2 (1,8) 0,5 (0,1) 2 agomet f330 + cu 36,1 (10,2) 9,2 (1,7) 0,3 (0,1) 3 agomet f330 + al 34,5 (8,5) 8,6 (1,4) 0,6 (0,1) tablica xi. zestawienie średnich wartości wytrzymałości na ścinanie połączeń klejowych w temperaturze pokojowej, 100 i 200 ºc (w nawiasach podano odchylenie standardowe) [1] table xi. a comparison of average values from shear strength of samples carried out at room temperature, 100 and 200 ºc (in parentheses are the standard deviation of the sample) [1] rys. 7. wytrzymałość na ścinanie połączeń klejowych w funkcji temperatury [1] fig. 7. shear strength of the bond as a function of temperature [1] nawet tak niewielka wytrzymałość na ścinanie, poniżej 1 mpa może okazać się wystarczająca. świadczą o tym dane z karty technicznej środka uszczelniającego terostat 930 z rodziny ms-polimerów, o właściwościach klejących, którego wytrzymałość na ścinanie wynosi 0,85 mpa [25]. 114przegląd spawalnictwa vol. 87 10/2015 [3] pilarczyk j. (red.): poradnik inżyniera – spawalnictwo, tom 2, wnt warszawa 2014. [4] chester r.j., walker k.f., chalkley p.d.: adhesively bonded repairs to primary aircraft structure, international journal of adhesion and adhesives, nr 19/1999. [5] godzimirski j.: analiza wytrzymałości połączeń klejowych elementów metalowych obciążonych statycznie, rozprawa habilitacyjna, wojskowa akademia techniczna, warszawa 1988. [6] godzimirski j.: wytrzymałość doraźna konstrukcyjnych połączeń klejowych, wnt, warszawa 2002. [7] petrie e., m.: handbook of adhesives and sealants, mcgraw-hill, new york, 2000. [8] mirski z., granat k., piwowarczyk t.: zastosowanie ciepłoprzewodzacych mas klejowych w odlewnictwie, archives of foundry engineering, vol. 8, nr 1/2008, s. 215-218. [9] mirski z., piwowarczyk t., zych b.: przewodność cieplna połączeń klejowych o budowie kompozytowej, energetyka, zeszyt tematyczny nr 14/2007, s. 72-75. [10] mirski z., piwowarczyk t.: composite adhesive joints of hardmetals with steel, adhesives of civil and mechanical engineering, vol. ix. no. 2/2009, s. 93-104. [11] mirski z., piwowarczyk t.: klejenie węglików spiekanych i stali w aspekcie zastosowań w przemyśle narzędziowym. viii konferencja naukowo techniczna, problemy i innowacje w remontach energetycznych pire 2005, szklarska poręba, 16-18 listopada 2005, wyd. obr gospodarki remontowej energetyki, wrocław 2005, s. 199-210. [12] mirski z., piwowarczyk t.: podstawy klejenia, kleje i ich właściwości – przegląd spawalnictwa, nr 8/2008, s.12-21. [13] loctite worldwide design handbook, katalog danych technicznych, henkel, 2005. [14] henkel, loctite, bonderite, teroson, tabela doboru produktów, kleje przemysłowe, uszczelniacze i produkty do przygotowania powierzchni, wydanie 3. [15] http://www.dlautrzymaniaruchu.pl/?id=208&idk=49&id_lang=1&pro=pro [16] http://edostawca.pl/pl/c/kleje-epoksydowe-araldite/79 [17] http://www.kisling.ch/datenblaetter/en/3000/tis_3020_e.pdf [18] http://www.klejeszu.pl/producenci/loxeal/ kleje_anaerobowe_do_zabezpieczania/adt-24-18.pdf [19] http://www.klejeszu.pl/producenci/loxeal/kleje_akrylowe/loxeal_dane_techniczne.pdf [20] http://www.technicqll.pl/images/tds/specjalne/tds_r457_ klej_termiczny.pdf [21] http://sklep.artom.com.pl/klej-ceramiczny-resbond-919do-1500-st-c-opakowa(3,2260,2523).aspx [22] http://www.kleje.milar.pl/pdf/agomet_f_330.pdf [23] http://riad.usk.pk.edu.pl/~naszapol/np55/str30_32.shtml (wnuk m. p.). [24] h ttp : //d ozo wan ie.o rg /e10 7_p lu g in s/co n ten t/co n ten t. php?content.44 (bernaciak m.). [25] teroson – produkte für industrie und handwerk, henkel teroson gmbh, heidelberg. 201107_pspaw.pdf 9przegląd spawalnictwa 7/2011 benedykt ślązak analiza wartości chwilowych parametrów napięciowo-prądowych w ocenie stabilności procesu spawania elektrodą otuloną process stability evaluation of manual metal arc welding  using digital signals of welding current and voltage parameters mgr inż. benedykt ślązak – lincoln electric bester. streszczenie rzeczywiste sygnały napięcia i prądu spawania stanowią źródło wielu cennych informacji na temat jakości i stabilności procesu spawania. przetworzone do postaci cyfrowej sygnały napięciowo-prądowe można poddać analizie, wykorzystując w tym celu różnorodne narzędzia statystyczne, tj. wartość średnią prądu i napięcia (iśr, uśr), odchylenie standardowe (σi, σu), współczynnik zmienności napięcia i prądu (kvi, kvu), czas zwarcia (tz), czas jarzenia (tj), współczynnik carrera (n), ilość zwarć, jak również histogramy prądowo-napięciowe. badania eksperymentalne miały na celu sprawdzenie możliwości wykorzystania przebiegów chwilowych napięcia i prądu spawania do opisu i oceny stabilności spawania elektrodą otuloną. na podstawie analizy wyników uzyskanych podczas badań najistotniejsze z punktu widzenia opisu procesu oraz oceny stabilności jarzenia się łuku wydają się wskaźniki napięciowe, wyliczone na podstawie wartości chwilowych napięcia. abstract the experimental investigation has been carried out to evaluate process stability for two rutile types of electrode supplied with two type of dc power sources – traditional 3-phase-thyristor and inverter type. during welding tests current and voltage signals were recorded separately with the aid of a/d converter. on the basis of digital signals obtained from each electrode type and power sources, a number of statistical indicators have been computed, such as current and voltage means (iśr, uśr), standard deviation (σi, σu), coefficient of variation (kvi, kvu), short circuit time (tz), arc burning time (tj), carrer factor (n) and average number of short circuits. furthermore voltage and current histograms have been determined for each signals. the experimental results reveal that the arc stability can be successfully evaluate using analysis of current and voltage signals. however, statistical indicators of voltage signals has been proved as more useful for evaluation of welding process. wstęp spawanie ręczne elektrodą otuloną jest najstarszą metodą spawania łukowego stosowaną w praktyce. pomimo rozwoju wielu bardziej zaawansowanych technologii spawania łukowego metoda 111 jest wciąż szeroko stosowana przez różne gałęzie przemysłu, głównie ze względu na wszechstronność oraz prostotę użycia. podczas spawania elektrodą otuloną w łuku spawalniczym stopieniu ulegają zarówno rdzeń metalowy, jak i otulina elektrody. powstające w wyniku stopienia składników otuliny gazy oraz ciekły żużel chronią jeziorko spawalnicze przed dostępem atmosfery. w skład otuliny elektrod wchodzą składniki żużlotwórcze, związki odtleniające materiał spoiny i stabilizujące łuk oraz składniki ważne dla procesu wytwarzania, tj. lepiszcza i plastyfikatory masy otulinowej. do najważniejszych zadań otuliny zaliczane są: tworzenie gazu w celu ochrony łuku oraz jeziorka przed dostępem atmosfery, formowanie warstwy żużla na powierzchni spoiny w celu ochrony przed dostępem powietrza i tym samym poprawy właściwości mechanicznych stopiwa, wprowadzanie żelazostopów w celu kształtowania odpowiedniego składu chemicznego oraz poprawy właściwości mechanicznych stopiwa, dostarczanie składników ułatwiających odgazowanie i rafinację ciekłego jeziorka, a także stabilizacja procesu jarzenia dzięki składnikom obniżającym potencjał jonizacji, tj. k, na, ti. jedną z najważniejszych cech, na którą zwraca się uwagę w ocenie właściwości elektrod otulonych, jest stabilność procesu spawania. wiadomo bowiem, 10 przegląd spawalnictwa 7/2011 że jedynie stabilny proces gwarantuje uzyskanie spoiny o poprawnej geometrii, praktycznie niezmieniającej się na całej długości złącza, szerokości i wysokości lica oraz głębokości wtopienia, co w rezultacie znacznie zwiększa prawdopodobieństwo uzyskania złącza o wysokiej czystości metalurgicznej oraz wymaganych właściwościach mechanicznych. charakterystyka stabilnego procesu spawania elektrodą otuloną oparta jest na trzech podstawowych cechach: spokojnym i łagodnym jarzeniu się łuku, równomiernym topieniu się elektrody i przenoszeniu ciekłego metalu do spoiny oraz niewielkim rozprysku. tradycyjnym sposobem weryfikacji właściwości spawalniczych elektrod, jak również oceny stabilności jarzenia się łuku jest ocena spawacza klasyfikatora, której dokonuje na podstawie szczegółowych kryteriów określonych przez wytwórcę dla poszczególnych gatunków elektrod [7]. rzeczywiste sygnały napięcia i prądu spawania stanowią źródło wielu cennych informacji na temat jakości i stabilności procesu. przetworzone do postaci cyfrowej sygnały napięciowo-prądowe można poddać analizie, wykorzystując w tym celu różnorodne narzędzia statystyczne. stosowane obecnie systemy rejestracji napięcia i prądu spawania pracują w oparciu o przetworniki analogowo-cyfrowe a/d służące do przetwarzania elektrycznego sygnału analogowego na dyskretny ciąg cyfr zwany również zbiorem wartości chwilowych. w polu zainteresowania inżynierów i pracowników naukowych pozostają wciąż najczęściej stosowane w praktyce metody spawania półautomatycznego 135, 136. natomiast w bardzo ograniczonym zakresie wykorzystywano narzędzia statystyczne do analizy procesu spawania ręcznego elektrodą otuloną [5÷8]. cel i zakres badań celem prowadzonych badań była weryfikacja przydatności wybranych wskaźników statystycznych do opisu procesu 111 oraz ocena stabilności jarzenia się łuku na podstawie rzeczywistych cyfrowych sygnałów napięcia i prądu spawania. badania zostały przeprowadzone we współpracy z samodzielnym zakładem spawalnictwa wydziału inżynierii mechanicznej i informatyki politechniki częstochowskiej. podstawowym elementem stanowiska badawczego był komputerowy system rejestracji wartości chwilowych napięcia i prądu spawania oparty na wielokanałowych przetwornikach analogowo-cyfrowych a/d typu lc-011/16. integralną częścią toru pomiarowego jest układ filtrujący z galwanicznym separatorem zakłóceń. podczas badań zastosowano dwa źródła prądu stałego dc: konwencjonalny prostownik tyrystorowy psp 250 i źródło inwertorowe typu faltig 200 oraz dwa rodzaje elektrod: r w otulinie rutylowej o wymiarach ø 3,2 x 350 mm i rc w otulinie rutylowo-celulozowej o wymiarach ø 3,2 x 350 mm. we wszystkich grupach oprócz elektrod pierwszego gatunku zostały zbadane elektrody wadliwe o wyraźnie gorszej spawalności. dla każdej grupy elektrod wykonano serię pomiarów wartości chwilowych przebiegów napięciowo-prądowych w czasie rzeczywistym dla trzech zakresów prądu spawania: 90, 110 i 130 a. napoiny układano w sposób ręczny w pozycji podolnej na metalicznie czystych próbkach o wymiarach 150 x 80 x 5 mm ze stali st3s. prędkość spawania mieściła się w zakresie 20÷25 cm/min, kąt pochylenia elektrody do materiału wynosił 70o. stabilność układu źródło prądu – łuk spawalniczy teoretycznie miarą stabilności jest zdolność układu do powracania do warunków równowagi wówczas, gdy zostanie z nich wytrącony w wyniku różnego rodzaju zakłóceń wewnętrznych lub zewnętrznych [4]. podobnie łuk spawalniczy stanowi część pewnego układu energetycznego, w obwodzie którego wymuszony jest przepływ prądu elektrycznego za pomocą źródła prądu [4]. wiadomo również, że łuk spawalniczy charakteryzuje się dużą dynamiką i zmiennością, co wynika ze specyfiki wyładowań elektrycznych pomiędzy elektrodą a materiałem spawanym. poza tym, podczas spawania na łuk działają różnego rodzaju zakłócenia natury fizykochemicznej, tj. procesy jonizacji gazów i par metali, przenoszenie ciekłego metalu i żużla oraz reakcje metalurgiczne redukcji i rafinacji jeziorka [3]. stąd bezpośrednie przełożenie na układ źródło prądułuk spawalniczy, w którym z jednej strony mamy urządzenie o określonej charakterystyce statycznej ud (i), z drugiej materiał dodatkowy – elektrodę o określonych właściwościach wynikających z typu i rodzaju otuliny, reprezentowanych przez charakterystykę statyczną łuku uł (i). przecięcie się tych dwóch krzywych wyznacza optymalny punkt pracy układu źródło prądu – łuk spawalniczy. wahania parametrów u-i wokół tego punktu są bezpośrednio związane z charakterystyką dynamiczną źródła prądu, jak również opisanymi wyżej zaburzeniami w pracy łuku, a miarą stabilności procesu jest szybkość reakcji rys. 1. przykładowe rzeczywiste charakterystyki statyczne źródła prądu ud(i), umowna charakterystyka łuku uł = 20 + 0,04i, rzeczywista praca łuku u(i). źródło prądu: psp 250 oraz faltig 200. elektroda: e 380 rc 11, ø3,2x350 mm fig. 1. constant current power sources characteristic ud(i) within theoretical arc characteristic (uł = 20+0,04i) and actual voltagecurrent signals u(i). power source: conventional dc psp250 and inverter dc faltig200. electrode type: e 380 rc 11, ø3,2x350 mm 11przegląd spawalnictwa 7/2011 źródła na pojawiające się zakłócenia. rysunek 1 przedstawia rzeczywiste charakterystyki pracy łuku u(i) – linia na tle stromoopadającej charakterystyki statycznej ud (i) dla dwóch źródeł prądu stałego: konwencjonalnego tyrystorowego prostownika spawalniczego typu psp 250 i inwertorowego z wewnętrznym przemiennikiem częstotliwości typu faltig 200. zakresy prądów przy tym samym napięciu roboczym są wyraźnie różne – dla źródła tyrystorowego psp 250 wartość prądu spawania mieści się w zakresie 80÷150 a, natomiast dla źródła inwertorowego faltig 200 w znacznie węższym przedziale 110÷130 a. wyniki badań rzeczywiste przebiegi napięciowo-prądowe zarejestrowane w postaci cyfrowej można przechowywać w pamięci komputera, jak również poddawać analizie statystycznej za pomocą wielu wskaźników i narzędzi wykorzystywanych do analizy opisowej sygnałów. podstawowymi wskaźnikami wykorzystywanymi do opisu i oceny stabilności procesu spawania są [1, 2, 8÷11]: wartości średnie napięcia i prądu spawania (uśr, iśr), odchylenie standardowe σ od wartości średniej napięcia i prądu współczynnik zmienności napięcia i prądu spawania kv, który stanowi stosunek tablica i. wskaźniki statystyczne – elektroda w otulinie rutylowej e 380 r 11 table i. statistical indicators – rutile electrode e 380 r 11 źródło prądu psp 250 (tyrystorowe) faltig 200 (inwertorowe) rodzaj elektrody elektrody właściwe i gatunku elektrody wadliwe o gorszej spawalności elektrody właściwe i gatunku elektrody wadliwe o gorszej spawalnności zakres prądu, a 90 110 130 90 115 130 90 110 130 90 110 130 iśr, a 96 116 141 97 113 139 90 112 133 91 112 134 σi, a 22,9 24,0 23,6 23,7 22,9 19,4 2,8 3,0 3,4 3,1 3,5 4,2 kvi, % 23,9 20,8 16,7 24,4 20,3 14,0 3,1 2,7 2,5 3,4 3,1 3,2 uśr, v 20,1 19,6 21,0 26,1 29,1 32,9 19,2 20,5 20,4 26,9 28,6 33,8 σu, v 4,7 4,6 4,9 6,1 5,5 3,7 4,8 5,1 5,5 6,2 6,1 4,0 kvu, % 23,2 23,3 23,4 23,3 18,8 11,4 25,1 25,1 26,8 22,9 21,3 11,9 n 0,30 0,36 0,52 0,33 0,39 0,56 0,72 0,84 0,91 0,78 0,89 0,93 tz, ms 4,0 3,1 2,3 2,0 1,6 1,1 4,5 3,8 3,2 2,2 2,2 1,5 tj, ms 72 51 49 41 64 195 68 60 44 45 59 229 ilość zwarć, s-1 14 20 20 24 16 5 15 17 23 22 17 4 p s p 2 50 fa lti g 20 0 rys. 2. histogramy prądowe; t – elektrody właściwe, n – elektrody wadliwe. elektroda e380 r11. źródło: psp 250 i faltig 200 fig. 2. current histograms; t – regular electrodes, n – defective electrodes. electrode type: e380 r11. source: psp250 and faltig 200 p s p 2 50 fa lti g 20 0 rys. 3. histogramy napięciowe. t – elektrody właściwe, n – elektrody wadliwe. elektroda e380 r11. źródło: psp250 i faltig 200. fig. 3. voltage histograms, t – regular electrodes, n – defective electrodes. electrode type: e380 r11. source: psp 250 and faltig 200. 12 przegląd spawalnictwa 7/2011 tablica ii. wskaźniki statystyczne – elektroda w otulinie rutylowo-celulozowej typu e 380 rc11 table ii. statistical indicators – rutile-cellulose type electrode e 380 rc11 źródło prądu psp 250 (tyrystorowe) faltig 200 (inwertorowe) rodzaj elektrody elektrody właściwe i gatunku elektrody wadliwe o gorszej spawalności elektrody właściwe i gatunku elektrody wadliwe o gorszej spawalnści zakres prądu, a 90 110 130 90 115 130 90 110 130 90 110 130 iśr, a 97 115 142 97 113 139 91 112 134 91 112 133 σi, a 22,8 24,1 23,2 23,2 23,9 21,1 2,8 3,1 3,4 2,9 3,2 3,5 kvi, % 23,6 20,9 16,3 24,0 21,2 15,1 3,1 2,7 2,5 3,2 2,8 2,6 uśr, v 20,1 18,5 23,9 25,1 23,7 29,8 19,4 20,5 20,4 23,6 23,4 22,1 σu, v 4,8 4,7 4,8 5,9 5,5 4,5 4,8 5,1 5,1 6,1 5,7 5,7 kvu,% 24,0 25,5 20,0 23,5 23,3 15,2 24,6 24,9 25,1 25,9 24,4 25,9 n 0,33 0,34 0,57 0,32 0,36 0,59 0,76 0,81 0,88 0,81 0,84 0,90 tz, ms 3,2 2,7 1,8 2,5 2,7 1,8 3,5 4,2 3,2 3,1 2,6 2,3 tj, ms 60 40 57 51 57 118 57 71 47 45 44 35 ilość zwarć, s-1 17 25 17 19 18 8 18 14 21 22 23 29 p s p 2 50 f al tig 2 00 rys. 4. histogramy prądowe; t – elektrody właściwe, n – elektrody wadliwe. elektroda e380 rc11. źródło: psp 250 i faltig 200 fig. 4. current histograms; t – regular electrodes, n – defective electrodes. electrode type: e380 rc11. source: psp 250 and faltig 200 p s p 2 50 f al tig 2 00 rys. 5. histogramy napięciowe. elektroda e380 rc11. źródło: psp 250 i faltig 200 fig. 5. valtage histograms, t – regular electrodes, n – defective electrodes. electrode type: e380 rc11. source: psp 250 and faltig 200. odchylenia standardowego do wartości średniej: i pozwala na zobrazowanie wielkości rozrzutu parametrów, ponieważ uwzględnia wartość średnią m mierzonej wielkości prądu i napięcia. na podstawie dotychczasowych badań zaobserwowano, że ze wzrostem wskaźnika kv pogarsza się stabilność jarzenia się łuku [2]. na rysunkach 2÷5 przedstawiono histogramy procentowego rozkładu napięcia i prądu spawania. obliczano też współczynnik carrera n mierzony stosunkiem najmniejszej wartkości prądu po zakończeniu zwarcia do średniej wartości prądu spawania: przyjmuje się, że im większa wartość współczynnika, tym lepsze właściwości spawalnicze, a dla wartości n > 0,7 proces spawania uznaje się za stabilny [8]. określono również średni czas zwarcia tz (ms) oraz średni czas jarzenia tj (ms) i średnią ilość zwarć w czasie 1 sekundy spawania (s-1). w opracowaniu nie zaprezentowano pozostałych wskaźników, tj. szybkości narastania prądu zwarcia 13przegląd spawalnictwa 7/2011 di/dt czy analizy fouriera [12]. w tablicach i i ii przedstawiono zbiorcze zestawienie wskaźników oraz wykresy histogramów napięciowych i prądowych dla obu badanych typów elektrod. wnioski dla obu badanych rodzajów elektrod zaobserwowano stosunkowo duże zróżnicowanie uzyskanych wyników, co w dużym stopniu jest związane z zastosowaniem – obok elektrod pierwszego gatunku o dobrej spawalności również elektrod wadliwych o gorszej spawalności. dla elektrod rutylowo-celulozowych rc zmiana polegała na użyciu większej ilości składników uplastyczniających masę, co jest istotne na etapie produkcji. operacja ta wyraźnie poprawiła płynność masy, ale nieznacznie pogorszyła spawalność. w przypadku elektrod w otulinie rutylowej r dla partii wadliwej zastosowano szkło wodne sodowe na2o zamiast tradycyjnie stosowanego dla tej grupy elektrod szkła potasowego k2o (na którym zostały wyprodukowane elektrody właściwe). dla elektrod rutylowych r średnie wartości napięcia łuku uśr uzyskane dla grupy o gorszej spawalności mieszczą się w zakresie 26÷34 v i są znacznie wyższe od wartości uzyskanych dla elektrod pierwszego gatunku, dla których uśr mieści się w przedziale 19÷21 v – wynika to z właściwości otuliny. uzyskane wyniki potwierdzają, że zdolności jonizacyjne szkła sodowego są wyraźnie mniejsze niż dla szkła potasowego, a energia jonizacji sodu na wynosi 5,12 ev, potasu k 4,32 ev [3]. wskaźniki zmienności napięcia kvu paradoksalnie wykazują odwrotną zależność w porównaniu do kryterium oceny stabilności stosowaną dla metody 135 [1, 2]. dla wyższych wskaźników kvu zaobserwowano lepsze właściwości spawalnicze i odwrotnie – mniejszym kvu odpowiadają elektrody o gorszej stabilności spawania. w obu badanych grupach r i rc średnie wartości czasu zwarcia dla elektrod o lepszej spawalności były większe niż, elektrod wadliwych; dla rutylowych prawie dwukrotnie większy. histogramy prądowe wyznaczone dla tradycyjnego źródła psp 250 są znacznie szersze, a maksymalny pik na wykresie nie przekracza 20%, natomiast dla źródła inwertorowego faltig 200 histogramy prądowe są wąskie, co świadczy o bardzo małym rozrzucie wartości rzeczywistych prądu; w tym przypadku piki na histogramie sięgają 60÷70%. tak wyraźne różnice w kształcie histogramów nie miały jednak przełożenia na właściwości spawalnicze. w odczuciu spawacza wykonującego próby spawania nie zaobserwowano istotnych różnic dla obu typów urządzeń. przydatność współczynnika carrera n jako kryterium oceny właściwości spawalniczych wydaje się również być znacznie mniejsza dla metody 111. z badań wydaje się, że zdecydowanie korzystniejsze będzie zastosowanie źródła inwertorowego, dla którego n mieści się w zakresie 0,7÷0,9, podczas gdy wartości uzyskane dla źródła konwencjonalnego nie przekraczają 0,6. na podstawie analizy wyników uzyskanych podczas badań najistotniejsze dla procesu oraz oceny stabilności jarzenia się łuku wydają się wskaźniki napięciowe, wyliczone na podstawie wartości chwilowych napięcia. przydatność wskaźników prądowych do oceny stabilności procesu spawania elektrodami otulonymi jest znacznie mniejsza. literatura [1] słania j. : obiektywne metody oceny właściwości spawalniczych źródeł prądu za pomocą komputerowego urządzenia do rejestracji i przetwarzania danych. ogólne omówienie zagadnienia, biuletyn instytutu spawalnictwa nr 2-3/1991. [2] słania j.: obiektywna metoda oceny właściwości spawalniczych źródeł energii zrobotyzowanego spawania elektrycznego, biuletyn instytutu spawalnictwa, nr 4/1992. [3] węgrzyn j.: fizyka i metalurgia spawania, politechnika śląska 1990. [4] dobaj e.: maszyny i urządzenia spawalnicze, wnt 1994. [5] b. c. sharma: process stability evaluation of basic coated manual metal arc welding electrodes, ie(i) jurnal, march 2006, vol. 86. [6] ślązak b., malewski w., krysztafkiewicz a., jesionowski t.: evaluation of welding electrode obtainned from lithium oxidemodified water glass, polish jurnal of chemical technology, nr 3/2006. [7] ślązak b., słania j.: badania porównawcze elektrod otulonych wysokostopowych erws 19-9 l produkowanych przy zastosowaniu nowego szkła wodnego modyfikowanego tlenkiem litu, biuletyn instytutu spawalnictwa nr 6/2006. [8] węglowski m., kolasa a., cegielski p.: ocena stabilności procesu ręcznego spawania łukowego elektrodami otulonymi, przegląd spawalnictwa, 1/2006. [9] węglowski m., kolasa a., cegielski p.: badania właściwości technologicznych spawalniczych zasilaczy inwertorowych, przegląd spawalnictwa 9-10/2006. [10] węglowski m.: badania właściwości spawalniczych źródeł energii elektrycznej z wewnętrzną przemianą częstotliwości, rozprawa doktorska, politechnika warszawska, 2008. [11] dutra j.c.: statistical analysis of arc stability in mig-mag welding with short-circuit transfer, paper of ufcs, 1990. [12] słania j.: wykorzystanie transformacji fouriera do analizy procesu spawania metodą mag łukiem impulsowym, biuletyn instytutu spawalnictwa nr 1/1997. 201502_psaw.pdf 15przegląd spawalnictwa vol. 87  2/2015 elektrody do zgrzewania oporowego ze spiekanego kompozytu miedzi z tufem wulkanicznym resistance welding electrodes made from sintered copper composite with volcanic tuff janusz mikuła michał łach dr hab. inż janusz mikuła, prof. pk; mgr inż. michał łach – politechnika krakowska im. tadeusza kościuszki. autor korespondencyjny/corresponding author: jamikula@pk.edu.pl streszczenie w artykule przedstawiono charakterystykę materiałów stosowanych na elektrody do zgrzewania oporowego oraz opisano procesy zużycia i regeneracji tego typu elektrod. zaprezentowano nowy materiał mogący znaleźć zastosowanie na elektrody do zgrzewania rezystancyjnego – spiekany kompozyt na osnowie miedzi zawierający cząstki tufu wulkanicznego. przedstawiono proces wytwarzania takiego kompozytu oraz wybrane właściwości. opisano wyniki badania mikrostruktury, twardości, temperatury mięknienia oraz przewodności elektrycznej i gęstości. dodatek tufu wulkanicznego do miedzianej osnowy korzystnie wpływa na właściwości kompozytu zwiększając odporność na wysokie wartości temperatury oraz twardość. dodatek 5% obj. powoduje niewielkie zmniejszenie przewodności elektrycznej materiału, której wartość odpowiada wartościom dla typowych materiałów na elektrody. słowa kluczowe: elektrody kompozytowe, zgrzewanie rezystancyjne abstract the article presents the characteristics of the materials used for the resistance welding electrodes and describes the processes of wear and regeneration of this type of electrode. presents new material that could be used for resistance welding electrodes sintered copper-based composite containing particles of volcanic tuff. the article shows a process for producing such a composite as well as selected properties. this paper describes the results of the microstructure, hardness, softening temperature, and electric conductivity. addition tuff to copper matrix makes positive effect on the properties of the composite, increases resistance to high temperature and hardness. the addition of 5% vol. causes a slight decrease in the electrical conductivity of the material, the value of which corresponds to the values for typical materials for electrodes. keywords: composite electrodes, resistance welding wstęp spajanie materiałów jest dziedziną inżynierii materiałowej w której istotną rolę odgrywają procesy zgrzewania oporowego, wykorzystywane do łączenia elementów m.in. w przemyśle motoryzacyjnym, agd czy przemyśle lotniczym. procesy zgrzewania oporowego polegają na trwałym połączeniu elementów w wyniku nagrzania obszaru styku łączonych przedmiotów przepływającym przez nie prądem elektrycznym i odkształcenia plastycznego tego obszaru siłą docisku [1,2]. do wywarcia docisku i doprowadzenia prądu służą elektrody. wykonuje się je z materiałów od których wymaga 16 przegląd spawalnictwa vol. 87 2/2015 się m.in. [3]: – wysokiej przewodności elektrycznej i cieplnej, – wysokiej temperatury mięknienia, – małej skłonności do tworzenia się połączeń dyfuzyjnych lub adhezyjnych ze zgrzewanymi materiałami, – dużej twardości w temperaturze zgrzewania, – niskich kosztów wytwarzania. wymagania te związane są w znacznym stopniu z trwałością elektrod, określaną powszechnie jako liczba zgrzein wykonanych między kolejnymi ostrzeniami (regeneracją) elektrody. chodzi tu głównie o zachowanie stabilnej struktury i wysokiej twardości, gdyż znaczne powiększenie powierzchni roboczej elektrody spowodowane odkształceniem wymaga regeneracji elektrody lub korekty prądu zgrzewania [4]. w produkcji wielkoseryjnej z zastosowaniem mechanizacji i automatyzacji trwałość elektrod ma ogromne znaczenie, gdyż ich zużycie i konieczność wymiany powodują straty związane nie tylko z kosztem materiału lecz także bardzo niekorzystne przestoje na liniach produkcyjnych. elektrody o wysokiej trwałości są więc bardzo pożądanym produktem mającym olbrzymie zastosowanie w przemyśle. koncerny samochodowe prowadzą ciągłe badania nad zwiększeniem trwałości elektrod i zagadnienie to jest i będzie ciągle aktualne, a wszelkie osiągnięcia w tym zakresie są niezwykle cenne. dostępne na rynku materiały na elektrody są znormalizowane (norma iso 5182). są to przeważnie stopy miedzi dwulub trzyskładnikowe. powyższa norma podaje 3 grupy materiałów na elektrody. grupa a są to stopy miedzi zawierające takie dodatki stopowe jak cr, zr, ag, co, be, ni, si, grupę b stanowią głównie spieki miedzi z wolframem, natomiast do grupy c zakwalifikowano stopy miedzi umacniane dyspersyjnie al2o3. grupa a: typ 1. nie ulepszane cieplnie stopy o wysokiej przewodności i średniej twardości, kute formy, które są umacniane w procesie wytwarzania poprzez obróbkę plastyczną na zimno. typ 2. stopy twardsze niż 1 typu, których właściwości mechaniczne zostały uzyskane przez obróbkę cieplną w trakcie wytwarzania lub poprzez połączenie obróbki cieplnej i formowania na zimno. typ 3. stopy poddane obróbce cieplnej posiadające lepsze właściwości mechaniczne niż stopy 2. typu lecz niższe przewodnictwo elektryczne od stopów 1. i 2. typu. typ 4. stopy o pewnych specjalnych właściwościach, które w pewnych przypadkach mogą być otrzymywane poprzez obróbkę plastyczną na zimno lub obróbkę cieplną. stopy tego typu niekoniecznie są wymienne z innymi. grupa b: w grupie tej wyróżnia się sześć rodzajów materiałów w oparciu o zastosowane składniki: typ 10 i 11: spiekane materiały na bazie miedzi i wolframu. typ 12: spiekane materiały na bazie miedzi i węglika wolframu. typ 13: spiekane i przerabiane plastycznie materiały na bazie molibdenu. typ 14: spiekane i przerabiane plastycznie materiały na bazie wolframu. typ 15: spiekane materiały na bazie wolframu i srebra grupa c: grupa ta składa się z dwóch rodzajów materiałów, wytwarzanych przez wewnętrzne utlenianie lub stopowanie mechaniczne. największą trwałością z dostępnych na rynku elektrod charakteryzują się elektrody miedziane umacniane dyspersyjnym tlenkiem aluminium (al2o3), wytwarzane technologią metalurgii proszków. dodatek poszczególnych składników do miedzi zwiększa trwałość elektrod, a także wpływa na jakość wykonywanych połączeń zgrzewanych. stopy zawierające al2o3 posiadają wysoką konduktywność i dosyć wysoką twardość. ich główną zaletą jest jednak znacznie wyższa temperatura mięknienia, która wpływa na zmniejszenie deformacji elektrody i ma decydujący wpływ na długość pracy elektrod. elektrody zgrzewalnicze poddawane są cyklicznym naciskom i nagrzewaniu, dlatego wymaga się stosowania na elektrody materiałów nie tylko o wysokiej przewodności elektrycznej i twardości, lecz również zachowujących swoje właściwości w temperaturze procesu zgrzewania. w powszechnie stosowanych materiałach elektrodowych przeznaczonych do zgrzewania stali stosuje się mechanizmy umocnienia roztworowego, wydzieleniowego lub zgniotowego, a przewodność elektryczna wynosi 50-80% przewodności czystej miedzi, twardość do około 240 hv oraz temperatura mięknięcia do około 500 °c [4]. od trwałości elektrod zależą między innymi: przebieg i wydajność operacji zgrzewania, jakość i powtarzalność właściwości złączy oraz jakość wyrobów. od wysokiej trwałości elektrod zależy możliwość stosowania mechanizacji i automatyzacji procesów zgrzewania seryjnie produkowanych wyrobów [1]. do najistotniejszych czynników od których zależy trwałość elektrod zaliczyć należy: gatunek stopu miedzi użytego na elektrodę, temperatura pracy, rozwiązanie konstrukcyjne elektrody i stosowany system chłodzenia. ze względu na wysoką trwałość wskazane są na elektrody wieloskładnikowe stopy miedzi o wysokiej temperaturze rekrystalizacji i zachowujące znaczną twardość w temperaturze podwyższonej [4]. przeprowadzenie procesu zgrzewania bez ekspulsji, klejenia elektrod do powierzchni zgrzewanych elementów, uzyskanie zgrzein o prawidłowej budowie metalograficznej jest możliwe dzięki dobraniu materiału na elektrody o właściwym składzie chemicznym, adekwatnym do gatunku zgrzewanego materiału. skład chemiczny elektrod decyduje o sposobie zachowania się materiałów elektrody i elementu zgrzewanego we wzajemnym styku, czyli będzie decydować o tym czy nagrzewanie elementu nastąpi od środka detali lub od zewnątrz (styku z elektrodami) oraz czy elektrody będą się kleić do elementów zgrzewanych. materiały na elektrody są charakteryzowane przez: 17przegląd spawalnictwa vol. 87  2/2015 – przewodność elektryczną właściwą (% iacs; ms/m), – twardość (hv; hb), – temperaturę mięknięcia (°c). ściśle ze składem chemicznym materiału wiąże się jego przewodność elektryczna, lecz zależy ona również od zastosowanej obróbki cieplnej, która nadaje stopom miedzi właściwą twardość i wyznacza im tzw. graniczną temperaturę mięknięcia. jeżeli elektrody są utwardzane przez zgniot to temperatura mięknięcia odpowiada temperaturze rekrystalizacji [1]. jednym z głównych czynników, które wpływają na trwałość elektrod jest temperatura do której nagrzewa się część robocza podczas tworzenia zgrzeiny. zależy ona od parametrów takich jak natężenie prądu zgrzewania i czas jego przepływu. gdy wspólnie działają nacisk i temperatura (nierzadko przekracza ona temperaturę mięknięcia materiału elektrodowego), podczas pracy elektrody następuje powiększanie się jej średnicy roboczej [5]. przykłady zużycia elektrod przedstawiono na rysunku 1. rys. 1. przykłady zużycia elektrod: a) przy zgrzewaniu stali, b) przy zgrzewaniu aluminium [6] fig. 1. electrode wear in welding: a) steel, b) aluminum [6] a) b) skutkuje to zmniejszeniem gęstości prądu i nacisku jednostkowego i prowadzi do zmniejszenia się średnicy jądra zgrzeiny, a tym samym do spadku wytrzymałości połączenia. gdy zjawisko to występuje po wykonaniu niewielkiej liczby zgrzein, wymagane jest częstsze korygowanie kształtu części roboczej (ostrzenie) elektrod. polega ono na usunięciu z roboczej części elektrody warstwy zmiękczonej. liczba regeneracji wpływa na całkowitą liczbę zgrzein uzyskaną przez elektrodę, aż do jej całkowitego zużycia [5]. ponieważ istnieje wiele czynników decydujących o przydatności danego materiału na elektrody do zgrzewania oraz z częstego braku możliwości ich ilościowego określenia (niektórych z nich), często rys. 2. zależność zmian wymiarowych średnicy elektrod od liczby wykonanych zgrzein dla miedzi chromowej i miedzi umacnianej dyspersyjnie [8] fig. 2. comparative electrode wear of dispersion-strengthened copper and copper chromium [8] o przydatności materiału decydują próby zgrzewania. ich wyniki należy traktować jako porównawcze, gdyż zależą one od rodzaju zgrzewarki, parametrów zgrzewania, siły docisku, rodzaju i wymiarów materiału zgrzewanego oraz stanu jego powierzchni [7]. wyniki badań potwierdziły, iż istnieje ścisła korelacja twardości części roboczej materiału elektrody od temperatury jej pracy [1,4]. ze względu na wymaganą wysoką trwałość, na elektrody do zgrzewania oporowego wskazane są stopy miedzi o wysokiej temperaturze rekrystalizacji i zachowujące znaczną twardość w podwyższonej temperaturze [4]. stopy spełniające te wymagania to głównie stopy umacniane dyspersyjnie tlenkami, węglikami, azotkami czy borkami. podobnie wygląda porównanie zmian wymiarowych w zależności od liczby zgrzein dla miedzi chromowej i miedzi umacnianej dyspersyjnie, co przedstawiono na rysunku 2. technologia metalurgii proszków oferuje unikalne rozwiązania przy wytwarzaniu kompozytów umacnianych cząstkami lub dyspersyjnie. wiele jednostek naukowych prowadzi badania nad wytworzeniem kompozytowych elektrod umacnianych tlenkami, azotkami lub innymi materiałami ceramicznymi. materiałem, który może posłużyć do umocnienia miedzi jest porowaty tuf wulkaniczny składający się z ceramicznych faz tlenkowych (głównie glinokrzemiany np. sanidyn) [11,12]. miedź chromowa miedź umocniona dysperyjnie cel i zakres pracy celem pracy było zaprezentowanie nowego materiału mogącego posłużyć do wytwarzania elektrod 18 przegląd spawalnictwa vol. 87 2/2015 zgrzewalniczych, jakim jest kompozyt miedzi z tufem wulkanicznym. w pracy przedstawiono sposób wytwarzania takich kompozytów oraz scharakteryzowano materiał umacniający – tuf filipowicki. zakres badań obejmował: badania mikrostrukturalne, badania przewodności elektrycznej, badania temperatury mięknienia, badania gęstości oraz wstępne badania trwałości elektrod. materiał do badań do badań wykorzystano elektrolityczny proszek miedzi wyprodukowany przez przedsiębiorstwo produkcyjno-handlowe euromet z trzebini. na rysunku 3 przedstawiono morfologię proszku miedzi użytej do badań. widoczny jest dendrytyczny kształt cząstek proszku, charakterystyczny dla proszków otrzymywanych elektrolitycznie. skład chemiczny proszku przedstawia tablica 1. składnik cu pb fe so4 -2 o2 h2o cz.n. % mas. 99,71 0,027 0,002 0,0029 0,16 0,026 0,019 tablica i. skład chemiczny proszku miedzi table i. the chemical composition of copper powder jako umacniające cząstki ceramiczne postanowiono wprowadzić do osnowy miedzi rozdrobniony tuf wulkaniczny pochodzący z okolic krzeszowic, zwany tufem filipowickim. tufy filipowickie to tufy i tufity porfirowe występujące pomiędzy karniowcami a filipowicami oraz w myślachowicach. posiadają strukturę porfirową z fenokryształami skalenia. barwa tufów filipowickich jest czerwono-różowawa, czasem z białymi plamami wtórnego kalcytu lub zielonymi smugami chlorytu. są tworami czerwonego spągowca ( ok. 290 mln lat) [9]. w tufie filipowickim jako główny składnik występuje sanidyn oraz minerały takie jak: kaolinit, biotyt i illit a także kwarc. tuf filipowicki zawiera liczne ziarna skaleni potasowych (sanidynu) a także drobne blaszki biotytu. podrzędnie pojawia się skorodowany kwarc, skaleń może wykazywać objawy kaolinizacji, a biotyt jest częściowo schlorytyzowany [10]. tuf jest silnie alkaliczny, zawiera około 8,5-12% k2o, podczas gdy ilość na2o jest niewielka. korzystne parametry fizyko-mechaniczne powodowały, że był on chętnie stosowany w budownictwie jako surowiec łatwy w obróbce, o dobrych właściwościach termoizolacyjnych. dyfraktogram tufu filipowickiego przedstawiono na rysunku 4. wszystkie zidentyfikowane na dyfraktogramie piki pochodzą of faz k(alsi3o8) – sanidyn oraz od sio2. badania porozymetryczne metodą bet wykazały, że wartość powierzchni właściwej dla tufu w postaci naturalnej wynosi około 9,708 m2/g. na rysunku 5 przedstawiono obrazy mikroskopowe sem tufu wulkanicznego w postaci skały. widoczne są wyraźnie występujące w tufie kryształy sanidynu. rysunek 6 przedstawia natomiast tuf rozdrobniony w postaci proszku, który posłużył do wytworzenia kompozytów. metodyka badań rozdrobniony i przesiany tuf został poddany prażeniu w temperaturze 850 °c, aby pozbyć się wody krystalicznej, która mogłaby być uwalniana w trakcie spiekania w temperaturze 900 °c. dodatkowo prażenie miało na celu pozbycie się substancji organicznych mogących znajdować się w cząstkach tufu. mieszanie proszków miedzi i tufu przeprowadzono w obrotowym mieszalniku typu turbula w ciągu 4 godzin. wytworzono mieszanki o zawartości 5, 15 i 30% obj. tufu. tuf wprowadzono w postaci proszku o uziarnieniu <40 µm oraz <5 µm. wszystkie próbki wykonano metodą jednostronnego prasowania na prasie hydraulicznej przy ciśnieniu a) b) rys. 3. morfologia ziaren proszku miedzi użytego do badań fig. 3. morphology of electrolitic copper powder 19przegląd spawalnictwa vol. 87  2/2015 rys. 4. morfologia ziaren proszku miedzi użytego do badań fig. 4. morphology of electrolitic copper powder prasowania 200 mpa. aby obniżyć współczynnik tarcia pomiędzy proszkiem a ściankami matrycy zastosowano smarowanie ścianek matrycy stearynianem cynku. próbki wykonano w kształcie walców o wymiarach ø 20x5 mm, przeznaczone do badania gęstości, badań struktury, temperatury mięknienia i przewodności elektrycznej. do wytworzenia nasadkowych elektrod zgrzewalniczych wykonano próbki w kształcie walców o wymiarach ø 30x25 mm. proces spiekania przeprowadzono w laboratoryjnym piecu rurowym w temperaturze 900 °c w atmosferze azotu. czas spiekania izotermicznego próbek wynosił 60 minut. po procesie rys. 5. tuf wulkaniczny w postaci skały – widoczne frakcje występujące w tufie: kryształy sanidynu w osnowie mikrokrystalicznej fig. 5. microstructure of filipowice tuff rys. 6. tuf wulkaniczny w postaci proszku wprowadzany do osnowy metalu fig. 6. volcanic tuf powder added to the metal matrix spiekania próbki stygły razem z piecem. zastosowano wolne nagrzewanie do temperatury izotermicznego spiekania z szybkością 10 °c/min. gęstości teoretyczne tak przygotowanych kompozytów przedstawiono w tablicy 2. na rysunkach 7 i 8 przedstawiono fotografie przełomów kompozytów z 30% i 15% dodatkiem tufu wulkanicznego. widoczny jest wyraźnie odmienny charakter przełomów niż w przypadku czystego metalu. na rysunku 8 widoczne są cząstki tufu, które są pokryte bardzo małymi cząsteczkami. mikroanaliza tych obszarów wykazała, iż jest to miedź. zjawisko to jest potwierdzeniem tego, iż uzyskano bardzo dobre połączenie cząstek tufu z osnową. tablica ii. gęstości teoretyczne spieków table ii. the theoretical density of composites zawartość tufu gęstość teoretyczna dt g/cm3 5% obj. tufu 8,59 15% obj. tufu 7,95 30% obj. tufu 6,98 20 przegląd spawalnictwa vol. 87 2/2015 rys. 7. przełom kompozytu miedzi z 30% dodatkiem tufu fig. 7. fracture topography of copper composite with 30% of tuff rys. 8. przełom kompozytu miedzi z 15% dodatkiem tufu fig. 8. fracture topography of copper composite with 15% of tuff a) b) rys. 9. mikrostruktura kompozytów miedzi z dodatkiem tufu wulkanicznego w stanie nie trawionym: a) cu + 5% tufu (<5 µm); b) cu +30% tufu (<40 µm) fig. 9. microstructure of copper composite with tuff: a) cu + 5% tuff (<5 µm); b) cu +30% tuff (<40 µm) wyniki przeprowadzonych pomiarów przedstawiono na rysunku 11. pomiary przeprowadzono na próbkach nie dogęszczanych. czysty spiek miedzi posiada przewodność elektryczną około 20% mniejszą niż miedź lita ze względu na występowanie porów. dodatek 5% obj. tufu powoduje niewielkie zmniejszenie przewodności rys. 10. zależność twardości hrb od temperatury wygrzewania kompozytów z tufem [14] fig. 10. influence of annealing temperature on the hardness (hrb) of composites with tuff [14] na rysunku 9 przedstawiono mikrostrukturę kompozytów z tufem wulkanicznym. widoczne jest równomierne rozmieszczenie tufu w osnowie oraz ich dobre połączenie z miedzią. nie stwierdzono nieciągłości na granicy tuf-osnowa. analizy składu chemicznego nie stwierdziły rozpuszczania się składników tufu w osnowie. w tego typu kompozytach, biorąc pod uwagę ich możliwości aplikacyjne bardzo ważnym zagadnieniem jest czystość miedzi, która ma ogromny wpływ na jej przewodność elektryczną. na rysunku 10 przedstawiono zależność twardości kompozytów z tufem od temperatury ich wygrzewania (tzw. temperatura mięknienia). dodatek tufu wpływa na twardość kompozytów w podwyższonej temperaturach. dla spieku czystej miedzi zaobserwowano bardzo gwałtowny spadek twardości już w temperaturze około 200 °c. kompozyty z tufem wulkanicznym zachowują swoje właściwości do temperatury około 600 °c. badania przewodności elektrycznej kompozytów wykonano przy pomocy urządzenia sigmatest w instytucie spawalnictwa w gliwicach. urządzenie to polega się na działaniu prądów wirowych, mierzy przewodność elektryczną metali nieżelaznych na podstawie impedancji zespolonej sondy pomiarowej. 21przegląd spawalnictwa vol. 87  2/2015 w porównaniu do spieku czystej miedzi i odpowiada wymaganiom normy iso 5182 (materiały na elektrody do zgrzewania oporowego). (iacs – international annealed copper standard) zwiększenie ilości wprowadzonego tufu skutkuje stopniowym zmniejszaniem przewodności elektrycznej. dla kompozytu zawierającego 15% tufu wartość przewodności wynosi około 48% iacs, natomiast dla 30% tufu wartość ta spada do około 28% iacs. pomimo niskiej przewodności takich kompozytów ich wykorzystanie na elektrody do zgrzewania oporowego jest również możliwe. norma iso 5182 klasyfikuje na elektrody zgrzewalnicze również materiały o takich parametrach przewodności elektrycznej. rys. 11. wartości przewodności elektrycznej dla wytworzonych kompozytów z tufem [13] fig. 11. the values of electrical conductivity for composites with tuff [13] na rysunku 12 przedstawiono zależność gęstości właściwej spiekanych kompozytów z tufem od ilości wprowadzonego tufu. zauważalny jest wzrost gęstości właściwej kompozytów zawierających tuf, w porównaniu do spieku czystej miedzi. rys. 12. gęstość właściwa [w %] spiekanych kompozytów w zależności od zawartości tufu fig. 12. specific gravity of composites with tuff 5% obj. tufu. w początkowym etapie wykonano jedynie płaskie powierzchnie robocze elektrod o średnicy wierzchołka 5 mm i przymocowano do elektrod w procesie lutowania. rozwiązanie to przedstawiono na rysunku 13. wykonano w ten sposób kilkaset zgrzein punktowych, blach stalowych o grubości 1 mm. nie stwierdzono żadnych oznak deformacji materiału. kolejnym etapem było wytworzenie nasadkowych końcówek elektrod do zgrzewania punktowego. wykonano je poprzez obróbkę skrawaniem. końcówki te przedstawione zostały na rysunku 14. w tym przypadku wykonano około 1000 zgrzein punktowych i również nie stwierdzono deformacji części roboczych elektrod. każdorazowo po wykonaniu kilkudziesięciu zgrzein, mierzono średnice elektrod. w tym celu wykonywano odwzorowania powierzchni elektrod poprzez wykorzystanie kalki dentystycznej. nie zauważono zwiększania się średnicy elektrod. ze względu na to, iż były to wstępne badania, ich wyniki nie są prezentowane w niniejszej pracy. należałoby przeprowadzić testy na zautomatyzowanych zgrzewarkach przy wykonaniu kilku tysięcy zgrzein punktowych. rys. 13. końcówki elektrod wykonane z kompozytu z tufem i przylutowane do elektrod fig. 13. the tips are made of a composite with tuff and soldered to electrodes po badaniach właściwości kompozytów z tufem wykonano z nich nasadkowe końcówki elektrod do zgrzewania oporowego w celu przeprowadzenia wstępnego testu trwałości takich elektrod. ze względu na dobrą przewodność elektryczną oraz inne właściwości, elementy takie wykonano z kompozytu zawierającego rys. 14. nasadkowe końcówki elektrod do zgrzewania oporowego wykonane z kompozytu z tufem oraz płyty na których przeprowadzano testy trwałości elektrod fig. 14. the nozzle tips of resistance welding electrodes and test series of spot welds 22 przegląd spawalnictwa vol. 87 2/2015 podsumowanie i wnioski wyniki przedstawionych badań pozwalają stwierdzić, że ceramika pochodzenia wulkanicznego jak np. tuf wulkaniczny jest materiałem mogącym znaleźć zastosowanie w produkcji kompozytów na osnowie metali. dodatek rozdrobnionego tufu wulkanicznego w spiekanych kompozytach na osnowie miedzi, powoduje zmniejszenie ich porowatości a także zwiększenie temperatury mięknienia. kompozyty takie mogą z powodzeniem być stosowane jako materiał na elektrody do zgrzewania oporowego. w wyniku wstępnych badań stwierdzono, że elektrody takie mogą charakteryzować się podwyższoną trwałością. dodatek tufu obniża przewodność elektryczną kompozytów, jednak wartości tej przewodności są dopuszczalne według norm dotyczących literatura [1] papkala h., „zgrzewanie oporowe metali”, kabe krosno 2003 [2] klimpel a., spawanie, zgrzewanie i cięcie metali; wnt, warszawa 1999. [3] gniewowski j.: „wirbalit – materiał miedziowy różnorodnego zastosowania”, spajanie metali i tworzyw w praktyce, 3/10/2005, 38-41. [4] bartnik z., derlukiewicz w., „czynniki wpływające na trwałość elektrod do zgrzewania oporowego”, przegląd spawalnictwa, 7/2006, 36-38. [5] mikno z.; bartnik z.; nagrzewanie elektrod w procesie zgrzewania rezystancyjnego punktowego (w obliczeniach mes); seminarium: spawalnictwo i procesy pokrewne w obliczeniach mes; instytut spawalnictwa w gliwicach maj 2012. [6] zhang h.; senkara j.; resistance welding. fundamentals and applications; crc taylor and francis, 2006. [7] paruzel s.; cieliński m.; o miedziach stopowych stosowanych w zgrzewalnictwie: porady praktyczne; zgrzewanie metali i tworzyw w praktyce (1/1) 2002. [8] asm handbook, vol. 7, powder metallurgy. materiałów na elektrody. wytwarzając kompozyty z tufem poprzez technologię metalurgii proszków, uzyskuje się dobrą jakość połączenia ceramiki z metalową osnową. przedstawione rozwiązanie polegające na wykorzystaniu tufu wulkanicznego w kompozytach o osnowie metali zostało objęte ochroną patentową przez urząd patentowy rzeczypospolitej polskiej, numer pl 217818 – „zastosowanie tufu wulkanicznego do umacniania spiekanych kompozytów na osnowie miedzi, spiekany kompozyt na osnowie miedzi umacniany cząstkami tufu wulkanicznego oraz sposób wytwarzania spiekanego kompozytu na osnowie miedzi umacnianego cząstkami tufu wulkanicznego”. [9] głogowska m.; walory edukacyjne odsłonięć geologicznych i obiektów górniczych w okolicy trzebini,; rozprawa doktorska agh, kraków 2007. [10] smolak w., michalik m.; the lower permian filipowice tuff – are there primary components in it?, mineralogical society of poland – special papers, vol 20, 2002. [11] łach m., structure of metal matrix composites with an addition of tuff, archives of foundry engineering, vol 10, special issue 3/2010, 135-140. [12] łach m., struktura materiałów kompozytowych o osnowie metalowej z dodatkiem tufu, materiały konferencyjne, jubileuszowa międzynarodowa konferencja naukowa: jakość i innowacyjność w inżynierii materiałowej, technologii i budowie maszyn, 23-25 września 2010, zakopane. [13] mikuła j., łach m., kompozyt miedź-tuf wulkaniczny. wytwarzanie, własności i zastosowania; czasopismo techniczne 3-m/2011, zeszyt 5/108. [14] mikuła j., łach m.; potencjalne zastosowania glinokrzemianów pochodzenia wulkanicznego; czasopismo techniczne 8-m/2012, str. 111-124. 201206_pspaw.pdf 2 przegląd spawalnictwa 6/2012 andrzej klimpel podstawy teoretyczne cięcia laserowego metali theoretical basis of laser cutting of metals prof. dr hab. inż. andrzej klimpel – politechnika śląska. streszczenie opisano podstawy techniczne oraz mechanizm procesu cięcia laserowego metali i techniki cięcia laserowego w stanie ciekłym metalu szczeliny, w stanie odparowanym oraz z wykorzystaniem ciepła reakcji egzotermicznej spalania metalu szczeliny cięcia. podano teoretyczne zależności określające wpływ mocy wiązki laserowej, współczynnika absorpcji promieniowania laserowego oraz właściwości cieplno-fizycznych ciętego metalu na prędkość cięcia. abstract the paper presents theoretical basis and process mechanism of laser cutting of metals. moreover, the technique of laser cutting of metals in liquid-tight, in fluid-tight and with exothermal heat reaction of burning metal in tight. the theoretical functions about energy density of laser beam, absorption coefficient and heat-mechanical properties of cut metal on the cutting velocity. wstęp cięcie laserowe jest procesem, w którym energia wiązki laserowej, ciągłej lub impulsowej powoduje stopienie ciętego materiału w szczelinie cięcia lub jednoczesne stopienie i odparowanie oraz stopienie i spalanie ciętego materiału: metalicznego, cermetalowego, ceramicznego czy tworzyw sztucznych, a nawet drewna [1÷19]. w procesie cięcia laserowego konieczny jest jednoczesny, współosiowy z wiązką laserową przepływ gazu, zwanego gazem towarzyszącym (ang. assist gas – gdyż „towarzyszy” procesowi cięcia), obojętnego lub reaktywnego chemicznie względem ciętego materiału, którego zadaniem jest wydmuchanie ze szczeliny cięcia powstałych produktów (ciekłego i odparowanego materiału), co przedstawiono na rysunkach 1 i 2. cięcie laserowe jest stosowane również do przebijania otworów (perforacji, wiercenia) większości znanych materiałów inżynierskich. w stosunku do klasycznego procesu cięcia laserowego, przebijanie otworów wymaga ciągłego, impulsowego lub udarowego dostarczania energii wiązki laserowej, o znacznie większej gęstości mocy, w zakresie 104÷1011 w/mm2 w zależności od rodzaju ciętego metalu [4÷9]. pierwsze urządzenie emitujące koherentną i monochromatyczną wiązkę promieniowania elektromagnetycznego, której podstawy teoretyczne opisał albert einstein – laser (light amplification by stimulated emission of radiation), zbudował w 1960 r. dr t. h. maiman, pompując światłem białym pręt z kryształu rubinu [1]. dało to początek wszystkim nowoczesnym laserom na ciele stałym. przemysł światowy produkuje obecnie urządzenia laserowe gazowe co2, lasery na ciele stałym nd:yag, yb:yag, nd:yvo4, lasery włóknowe yb:yag, lasery tarczowe yb:yag rys. 1. schemat budowy głowicy laserowej do cięcia oraz widok procesu cięcia laserowego [7] fig. 1. laser cutting head, cutting tight scheme and view of the cutting process [7] 3przegląd spawalnictwa 6/2012 (zwane również dyskowymi) oraz lasery półprzewodnikowymi (zwykle diodowe), o mocach wiązki laserowej udarowej lub ciągłej, dochodzących nawet do 90÷100 kw. światowe ośrodki naukowe prowadzą intensywne prace badawcze nad budową laserów gazowych ekscymerowych oraz laserów na ciele stałym, emitujących wiązkę promieniowania laserowego w zakresie długości fal 440÷560 nm (światło niebieskie i światło zielone, tzw. lasery niebieskie i zielone) [7]. pierwsze próby cięcia stali laserem gazowym co2 zademonstrowano już w 1967 r. [2, 3], a postęp w budowie urządzeń laserowych i badaniach technologii cięcia laserowego sprawił, że jest ona jedną z podstawowych technologii cięcia materiałów inżynierskich, zapewniających wysoką dokładność i jakość ciętych krawędzi o bardzo wąskiej swc, często niewykrywalnej klasyczną metalografią. mechanizm cięcia laserowego jak już wspomniano, cięcie laserowe polega na bezpośrednim oddziaływaniu energii wiązki laserowej na obszar szczeliny cięcia (rys. 1 i 2). procesowi stopienia i/lub odparowania metalu w szczelinie cięcia towarzyszyć musi jednoczesne oddziaływanie strumienia gazu współosiowego z wiązką laserową, którego zadaniem jest usunięcie ciekłego metalu i par metali ze szczeliny cięcia. jeśli jako gaz towarzyszący zastosowany jest tlen, powietrze lub mieszanki gazów zawierających tlen, w szczelinie cięcia metalu dodatkowo zachodzi reakcja egzotermiczna spalania ciekłego metalu, zwiększająca energię cieplną procesu [7, 16÷19]. w celu nagrzania metalu w obszarze szczeliny cięcia do temperatury topnienia lub parowania wiązka laserowa musi dostarczyć wymaganą wartość energii, której część tracona jest w wyniku odprowadzania ciepła do ciętego przedmiotu, przez powierzchnię ciętych krawędzi. gdy zogniskowana wiązka laserowa o dużej gęstości mocy uderza w powierzchnię ciętego metalu, część energii jest absorbowana, a część ulega odbiciu. energia fotonów (kwantów promieniowania) wiązki laserowej absorbowana jest przez wolne elektrony chmury elektronowej otaczającej jądra atomów metalu (zjawisko znane jako odwrotne promieniowanie hamowania). elektrony pod wpływem zaabsorbowanej energii fotonów przechodzą w stan wymuszonych drgań, który wyraża się w postaci energii cieplnej. gdy dostarczona jest wymagana wartość energii kwantów promieniowania laserowego, drgania cieplne elektronów są tak intensywne, że następuje taki spadek siły wiązań cząsteczkowych metalu, iż metal ze stanu stałego przechodzi w stan ciekły. w przypadku dalszego wzrostu energii promieniowania laserowego zwiększa się znacznie energia drgań elektronów metalu, rys. 2. schemat procesu cięcia laserowego; w – szerokość szczeliny cięcia, t – grubość ciętego przedmiotu, v – prędkość cięcia fig. 2. laser cutting scheme; w – tight thickness, t – cut metal thickness, v – cutting velocity tablica. temperatura topnienia i wrzenia, gęstość właściwa, przewodność cieplna właściwa różnych materiałów metalowych table. melting and boiling temperature, metal density, heat transfer coefficient for different metals rodzaj metalu gęstość właściwa g/cm3 temperatura topnienia oc temperatura wrzenia oc przewodność cieplna właściwa w/(m·k) magnez 1,7 650 1105 154,8 aluminium 2,7 660 2450 238,5 cynk 7,13 419,5 906 113 srebro 10,5 961 1761 418,4 miedź 8,9 1083 2600 393,3 beryl 1,8 1277 2770 201 nikiel 8,9 1453 2730 92,1 chrom 7,19 1875 2680 67 kobalt 8,91 1495 2900 69 mangan 7,43 1246 2065 7,79 żelazo 7,9 1553 3030 75,3 tytan 4,5 1668 3260 18,9 cyrkon 6,4 1857 3580 225,9 wanad 6,1 1860 3350 29,2 niob 8,57 2468 4927 53,7 molibden 10,22 2610 5550 142,6 tantal 16,65 2996 5400 57,5 wolfram 19,3 3410 5900 167,4 stal niskowęglowa 7,8 1490÷1520 3050* 71,1 stal wysokowęglowa 7,8 1380÷1490 3050* 66,9 stal martenzytyczna 13% cr 7,8 1425÷1530 3100* 28,7 stal ferrytyczna 25% cr 7,8 1425÷1530 3200* 24,4÷26,3 stal austenityczna 7,8÷8,0 1400÷1450 3200* 18,7÷22,8 stal dupleks 7,8÷8,0 1430÷1450 3100* 16,2÷19,0 * wartości przybliżone zależne od rzeczywistego składu chemicznego stali 4 przegląd spawalnictwa 6/2012 prowadząca do takiego spadku siły wiązań cząsteczkowych, że metal ze stanu ciekłego przechodzi w stan gazowy (ulega odparowaniu – tabl.). absorpcja energii promieniowania laserowego na powierzchni ciętego metalu jest określana jako stosunek pochłoniętej przez metal mocy wiązki laserowej do mocy wiązki padającej na powierzchnię metalu. dla materiałów nieprzezroczystych, takich jak metale, absorpcja a jest określana jako a = 1 – r, gdzie r jest współczynnikiem odbicia powierzchni metalu. absorpcja (współczynnik absorpcji) promieniowania laserowego jest zależna od długości fali promieniowania, kąta padania promieniowania, polaryzacji wiązki laserowej, temperatury powierzchni metalu i stanu fazowego metalu [7÷11]. absorpcja metali zwiększa się w kierunku promieniowania widzialnego i ultrafioletowego (rys. 3). jeśli wiązka laserowa pada pod kątem prostym do ciętej powierzchni metalu, współczynnik absorpcji jest równy dla polaryzacji równoległej i poprzecznej. pochylenie wiązki laserowej względem powierzchni metalu sprawia, że spada współczynnik odbicia wiązki o polaryzacji równoległej, a wzrasta dla polaryzacji poprzecznej. współczynnik absorpcji promieniowania wzrasta wraz z temperaturą metalu i wynosi ok. 100%, gdy metal jest w postaci pary (rys. 4 i 5). proces cięcia laserowego rozpoczyna się od przebicia ciętego przedmiotu i utworzenia kanału parowego – oczka o ściankach pokrytych ciekłym metalem i wypełnionym parami metalu. ten etap procesu cięcia zależy w dużym stopniu od współczynnika odbicia ciętego metalu. aluminium i miedź cechują się wysokim współczynnikiem odbicia i wymagają znacznie wyższej mocy wiązki do rozpoczęcia procesu cięcia laserowego (rys. 5). po utworzenia oczka szczeliny cięcia, o głębokości równej grubości ciętego materiału, wiązka rys. 3. zakres energii – e, ev; częstotliwości – f, hz; długości znanych fal elektromagnetycznych λ, m [7] fig. 3. range of energy – e, ev; frequency – f, hz; the electromagnetic wave length λ, m [7] rys. 4. wpływ temperatury powierzchni przedmiotów metalowych ze stali, al i cu na odbicie energii wiązki laserowej lasera nd:yag o długości fali λ = 1,06 µm [7] fig. 4. influence of steel, al and cu surface temperature on nd:yag laser beam length λ = 1,06 µm [7] rys. 5. wpływ długości fali promieniowania laserowego na absorpcję energii wiązki laserowej na powierzchni przedmiotów metalowych ze stali, ni, al i cu [7] fig. 5. laser beam length influence on energy absorption by surface of metals: steel, ni, al and cu [7] laserowa działa jako liniowe źródło energii cięcia, przetapiające i odparowujące cięty materiał na całej grubości (rys. 2). tak więc proces cięcia odbywa się w wyniku absorpcji energii wiązki laserowej w oczku szczeliny cięcia wypełnionym parami ciętego metalu, o ściankach pokrytych cienką warstwą ciekłego metalu, utrzymywanego siłami napięcia powierzchniowego i zjawiska kapilarnego. front cięcia przesuwa się wzdłuż toru cięcia, z prędkością zależną od energii liniowej wiązki laserowej, właściwości cieplno-fizycznych ciętego metalu i mechanizmu usuwania par metalu i ciekłego metalu z oczka. w procesie cięcia laserowego ważna jest polaryzacja wiązki, decydująca o jego sprawności. w zależności od konstrukcji lasera możliwa jest polaryzacja liniowa, eliptyczna, kołowa i losowa. przy polaryzacjach liniowej i eliptycznej sprawność procesu cięcia jest największa, lecz jego jakość jest najwyższa wówczas, gdy kierunek polaryzacji jest zgodny z kierunkiem cięcia. polaryzacja kołowa zapewnia jednakową jakość cięcia w każdym kierunku, lecz jego sprawność spada nawet do 40% w stosunku do polaryzacji liniowej i jest zalecana szczególnie przy cięciu metali z tlenem jako gazem towarzyszącym [4, 7]. 5przegląd spawalnictwa 6/2012 o jakości cięcia decyduje głównie jakość wiązki laserowej, określona współczynnikiem jakości bpp (ang. beam parameter product, wzór (1)), który w zależności od rodzaju materiału i grubości ciętego czy przebijanego przedmiotu powinien mieścić się w granicach od 0,1 do 5÷10. im mniejsza jest wartość współczynnika jakości wiązki laserowej bpp, tym wyższa jest jakość wiązki laserowej. tak więc wiązka laserowa o idealnej jakości, czyli stałej średnicy na całej długości wiązki, ma współczynnik bpp = 0,0, gdyż wtedy jej kąt odchylenia w polu dalekim wynosi θo = 0,0. im niższa jest jakość wiązki (większa rozbieżność), tym współczynnik jakości bpp jest większy. w praktyce współczynnik jakości bpp produkowanych obecnie laserów dużej mocy mieści się w granicach od ok. 0,3 do 25 mm·mrad, a wiązkę laserową uznaje się za wiązkę o bardzo wysokiej jakości, gdy bpp < 5,0. w przypadku laserów włóknowych i tarczowych osiągane są wyniki na poziomie min. 0,3 mm·mrad. wartość współczynnika jakości bpp równa 1,0 mm·mrad równoważna jest kątowi odchylenia wiązki laserowej 0,057°, przy minimalnej średnicy wiązki 1,0 mm [7]. im mniejsza jest grubość cięcia czy przebijania metalu i im wyższa jest jego temperatura topnienia, tym wyższa musi być jakość wiązki bpp. do cięcia laserowego zalecany jest podstawowy, jednomodowy (gaussowski) rozkład mocy wiązki laserowej – tem00, który zapewnia możliwość zogniskowania wiązki laserowej do jak najmniejszej średnicy i największych głębokości (najmniejszej zmiany mocy wiązki na jej długości). zdolność ogniskowania wiązki i jej stabilność są szczególnie ważne przy cięciu profilowym cienkich blach ze stali węglowych o grubości do 3,2 mm [8, 15]. mm·mrad (1) gdzie: wo – promień przewężenia wiązki laserowej (wymiary ogniska), θo – kąt odchylenia wiązki laserowej w polu dalekim, k – współczynnik propagacji wiązki laserowej, m2 – w spółczynnik wielokrotności ograniczonej dyfrakcji, λ – długość fali promieniowania laserowego (rys. 6). techniki cięcia laserowego metali w zależności od warunków technologicznych cięcia laserowego, a głównie mocy i jakości wiązki laserowej, prędkości cięcia i rodzaju gazu towarzyszącego, cięcie laserowe może być prowadzone trzema różnymi technikami [4÷12]: – techniką cięcia w stanie ciekłym metalu szczeliny cięcia, – techniką cięcia z odparowaniem metalu szczeliny cięcia, – techniką cięcia reaktywnego (egzotermicznego) w stanie ciekłym metalu szczeliny cięcia. cięcie laserowe metali w stanie ciekłym polega na doprowadzeniu metalu szczeliny cięcia do stanu ciekłego energią silnie zogniskowanej wiązki laserowej i wydmuchaniu ciekłego metalu strumieniem gazu obojętnego o dużym ciśnieniu. przyjmując, że cała zaabsorbowana energia kwantów promieniowania wykorzystana zostanie wyłącznie do stopienia metalu w szczelinie cięcia, bilans cieplny procesu cięcia laserowego można opisać równaniem: a • p = w • t • p [cp • δt + lm] (2) lub też po przekształceniu: (3) gdzie: p – moc wiązki laserowej, a – współczynnik absorpcji promieniowania laserowego, w – szerokość szczeliny cięcia, t – grubość ciętego przedmiotu, v – prędkość cięcia, ρ – gęstość ciętego metalu, cp – ciepło właściwe ciętego metalu, δt – różnica temperatury ciętego przedmiotu i jego temperatury topnienia, lm – utajone ciepło topnienia. w równaniu (2) właściwości cieplno-fizyczne ciętego metalu są stałe, natomiast szczelina cięcia – w (zależna od średnicy wiązki laserowej i prędkości cięcia) oraz współczynnik absorpcji promieniowania laserowego – a, są zależne od właściwości wiązki laserowej zastosowanej w procesie cięcia. w efekcie energia liniowa cięcia laserowego przedmiotu o grubości t jest stała. oznacza to, że zwiększenie prędkości cięcia – v lub zmniejszenie wymaganej mocy wiązki laserowej – p, możliwe jest tylko przez zwiększenie współczynnika absorpcji – a i/lub podgrzanie wstępne ciętego metalu, czyli zmniejszenie δt (rys. 4 i 5). cięcie laserowe techniką w stanie ciekłym metalu szczeliny cięcia stosowane jest głównie do stali wysokostopowych, nadstopów niklu, stopów kobaltu, stopów tytanu oraz stopów aluminium i magnezu, z wykorzystaniem jako gazu towarzyszącego azotu lub argonu. cięte krawędzie są wtedy czyste metalicznie, wolne od tlenków i nie wymagają żadnych dodatkowych operacji czyszczenia. natomiast, gdy gazem towarzyszącym jest tlen lub powietrze, prędkości cięcia rys. 6. parametry wiązki laserowej o przekroju kołowym symetrycznym, gdzie: zo – położenie przewężenia wiązki laserowej (ogniska), wo – promień przewężenia wiązki laserowej (wymiary ogniska), θo – kąt odchylenia wiązki laserowej w polu dalekim [7] fig. 6. laser beam parameters with symmetrical round cross-section, where zo – the placement of beam focusing point, wo – radius of focusing point (dimensions of focusing point), θo – laser beam angle in far field 6 przegląd spawalnictwa 6/2012 są wyraźnie wyższe, lecz znacznie spada jakość ciętych krawędzi, pokrytych często trudną do usunięcia warstwą tlenków. cięcie laserowe techniką z odparowaniem metalu szczeliny cięcia polega na zastosowaniu wiązki laserowej o wysokiej gęstości, która powoduje bardzo szybkie nagrzanie metalu w obszarze szczeliny cięcia do temperatury wrzenia i utworzenie oczka o głębokości i średnicy zależnej od parametrów wiązki laserowej (tabl.). oczko to, wypełnione parami ciętego metalu, znacznie zwiększa współczynnik absorpcji promieniowania laserowego, w wyniku wielokrotnych odbić od jego ścianek, prowadząc do szybkiego zwiększenia głębokości oczka i całkowitego przebicia ciętego przedmiotu. wytworzona para metalu ulatnia się z oczka i jednocześnie indukuje ciśnienie odrzutu, które wspomaga usuwanie ciekłego metalu ze ścianek szczeliny cięcia. przyjmując, że straty ciepła na przewodzenie są pomijalne, można obliczyć prędkość penetracji ciętego przedmiotu – v (prędkość tworzenia oczka cięcia) ze wzoru: v = (4) gdzie: fo = – zaabsorbowana gęstość mocy wiązki laserowej, a – współczynnik absorpcji promieniowania laserowego, p – moc wiązki laserowej, w – szerokość szczeliny cięcia, t – grubość ciętego przedmiotu, ρ – gęstość ciętego metalu, cp – ciepło właściwe ciętego metalu, lm – utajone ciepło topnienia, lv – utajone ciepło parowania, tv – temperatura parowania, to – początkowa temperatura ciętego przedmiotu. zwiększenie prędkości penetracji ciętego przedmiotu metalowego przez wiązkę laserową o określonej mocy – p, czyli utworzenie kanału gazodynamicznego cięcia, możliwe jest w wyniku zwiększenia współczynnika absorpcji promieniowania i/lub zwiększenia temperatury początkowej ciętego przedmiotu – to, podobnie jak w technice cięcia w stanie ciekłym metalu szczeliny cięcia. cięcie laserowe techniką z odparowaniem metalu szczeliny cięcia wymaga bardzo dużych gęstości mocy wiązki laserowej o wysokiej jakości bpp < 5,0 i zalecane jest do cięcia przedmiotów metalowych o grubości poniżej 1,0 mm, gdyż straty wynikające z odprowadzania ciepła do ciętych przedmiotów są wtedy pomijalne. odprowadzanie ciepła wzrasta ze wzrostem grubości ciętych przedmiotów i wtedy wymagane są bardzo duże gęstości mocy wiązki laserowej, w celu kompensacji strat energii cięcia, tym wyższe, im większa jest grubość i przewodność cieplna ciętego metalu (tabl.). zastosowanie do cięcia laserowego przedmiotów metalowych o grubości powyżej 5,0÷10,0 mm wiązki laserowej o gęstości mocy powyżej 106÷107 w/mm2 zapewnia, że cięcie przebiega z jednoczesnym odparowaniem i topieniem metalu szczeliny cięcia i tylko część metalu usuwana jest w stanie ciekłym. im wyższy jest współczynnik przewodnictwa cieplnego metalu i niższy współczynnik absorpcji promieniowania laserowego – a, tym większa wymagana jest gęstość mocy wiązki laserowej. cięcie laserowe techniką z wykorzystaniem ciepła reakcji egzotermicznej: tlen i cięty metal polega na zastosowaniu jako gazu towarzyszącego czystego tlenu, powietrza lub mieszanek argonu i tlenu. w efekcie strumień gazu towarzyszącego wiązce laserowej spełnia podwójną rolę; usuwa ciekły metal i pary metalu ze szczeliny cięcia i jednocześnie wchodzi w reakcję egzotermiczną z ciekłym metalem pokrywającym ścianki oczka, zapewniając dodatkową energię cieplną. ciepło reakcji egzotermicznej spalania zapewnia większe prędkości cięcia laserowego w stosunku do procesu cięcia z obojętnym gazem towarzyszącym, np. azotem czy argonem. wartość dodatkowej energii cieplnej wydzielanej w szczelinie cięcia laserowego, w wyniku reakcji egzotermicznej, zależy od składu chemicznego ciętego metalu. w przypadku stali niestopowych, stopowych i wysokostopowych jest to ok. 60% energii cięcia, natomiast w przypadku metali reaktywnych, np. tytanu, wartość dodatkowej energii cieplnej może osiągać wartość 90% [4, 5, 8]. technika ta jest zalecana do cięcia z dużymi prędkościami stali stopowych, wysokostopowych, stopów niklu, stopów miedzi i stopów tytanu, zwłaszcza gdy dopuszczalna jest obecność warstwy tlenków na ciętych krawędziach [4, 5, 7]. podsumowanie technologia cięcia laserowego jest jedną z podstawowych technologii cięcia termicznego elementów wykonanych w zasadzie ze wszystkich materiałów inżynierskich. jednym z ważnych warunków technologicznych i produkcyjnych procesów spawania, zgrzewania i lutowania jest przygotowanie łączonych elementów, decydujące o jakości złączy, tak ze względów geometrycznych, jak i metalurgicznych. w przypadku nowoczesnych technologii spawania konstrukcji ze stali o wysokiej granicy plastyczności, prowadzonych głównie na stanowiskach automatycznych lub zrobotyzowanych, nierówności ciętych krawędzi lub zanieczyszczenia na ich powierzchni mogą powodować tworzenie się wad typu przyklejenia, braki przetopu, wtrącenia niemetaliczne czy nawet pęcherze gazowe. poprawnie dobrane parametry cięcia laserowego gwarantują wysoką dokładność cięcia oraz metalicznie czystą powierzchnię krawędzi, eliminując konieczność dodatkowej obróbki. wysoką ekonomiczność procesu cięcia laserowego zapewniają również duże prędkości cięcia, nieosiągalne w technologiach cięcia fo 7przegląd spawalnictwa 6/2012 literatura [1] maiman t. h.: stimulated optical radiation in ruby. nature, 1960, 187 (4736), 493-494. [2] houldcroft p.: gas-jet laser cutting. british welding journal, august 1967, s. 443. [3] hilton p. a.: the early days of laser cutting. proc. 11th nordic laser materials processing conference, nolamp 2007 (august 20-22), lappeenranta, finland, 1-10. [4] steen w. m.: laser material processing, 3rd ed. 2003, springer-verlag, london. [5] ion j.c.: laser processing of engineering materials: principles, procedure and industrial application. elsevier butterwort-heinemann, 2005. [6] olsen f.o.: fundamental mechanisms of cutting front formation in laser cutting. proc. spie, 1994, no. 2207, 235-247. [7] klimpel a.: technologie laserowe w spawalnictwie. wyd. pol. śląskiej, 2011. [8] wandera c., kujanpää v., salminen a.: laser power requirement for cutting of thick-section steel and effects of processing parameters on mild steel cut quality. proceedings imeche part b, journal of engineering manufacture, vol. 225, 2011. [9] karatas c., keles o., uslan i., usta y.: laser cutting of steel sheets: influence of workpiece thickness and beam waist position on kerf size and stria formation. journal of materials processing technology, no. 172, 2006, 22–29. [10] sparkes m., gross m., celotto s., zhang t. and o’neill w.: practical and theoretical investigations into inert gas cutting of 304 stainless steel using a high brightness fiber laser. journal of laser applications, 2008, no. 20 (1), 59-67. [11] mahrle a., bartels f. and beyer e.: theoretical aspects of the process efficiency in laser beam cutting with fiber lasers. proc. 27th int. congress on applications of lasers and electro optics, icaleo 2008 (october 20-23), temecula, california, usa, 2006, 703-712. plazmowego, cięcia strumieniem wody czy cięcia tlenem [4, 20]. wybór urządzeń laserowych do cięcia określonego rodzaju materiału, jest oparty głównie na kryteriach ekonomicznych jako że podstawowymi parametrami nowoczesnych procesów produkcji są: prędkość cięcia, wysoka jakość ciętych krawędzi (eliminująca potrzebę dalszej obróbki) oraz duża powtarzalność wyników [7]. zależności cieplno-fizyczne trzech podstawowych technik cięcia laserowego wskazują jednoznacznie, że w celu zapewnienia najwyższej prędkości cięcia danego metalu i jednocześnie wysokiej jakości ciętych krawędzi konieczne jest zastosowanie: – źródła promieniowania o możliwie najwyższej jakości wiązki laserowej, bpp < 5,0, rozkładzie energii wiązki typu tem00 i polaryzacji kołowej, o długości fali zapewniającej możliwie najwyższy współczynnik absorpcji promieniowania (w przypadku stali zalecane są lasery na ciele stałym, wzory 1÷4), – techniki cięcia laserowego z odparowaniem metalu szczeliny cięcia, szczególnie w przypadku metali o niskim współczynniku przewodnictwa cieplnego i niskiej temperaturze topnienia i parowania, – gdy na ciętych krawędziach dopuszczalna jest warstewka tlenków – techniki cięcia reaktywnego, z tlenem lub powietrzem. [12] duan j., man h.c. and yue t.m.: modeling the laser fusion cutting process: i. mathematical modelling of the cut kerf geometry for laser fusion cutting of thick metal. journal of physics d: applied physics, 2001, no. 34 (14), 2127-2134. [13] abdel ghany k., newishy m.: cutting of 1.2 mm thick austenitic stainless steel sheet using pulsed and cw nd:yag laser. journal of materials processing technology, no. 168 (2005), 438-447. [14] thawari g., sarin sundar j.k., sundararajan g., joshi s.v.: influence of process parameters during pulsed nd:yag laser cutting of nickel-base superalloys. journal of materials processing technology, no. 170, 2005, 229-239. [15] rajaram n., sheikh-ahmad j., cheraghi s.h.: co2 laser cut quality of 4130 steel. international journal of machine tools & manufacture. 2003, no. 43, 351-358. [16] o’neill w., gabzdyl j.t.: new developments in laser-assisted oxygen cutting. optics and lasers in engineering. 2000, no. 34, 355-367. [17] zaytsev a.v., kovalev o.b., malikov a.g., orishich a.m.: shulyat’ev v.b. laser cutting of thick steel sheets using supersonic oxygen jets. quantum electronics. 2007, no. 37 (9), 891-892. [18] yilbas b.s.: laser cutting of thick sheet metals: effects of cutting parameters on kerf size variations. journal of materials processing technology. 2008, no. 201, 285-290. [19] al-mashikhi s.o., powell j., kaplan a.f.h., voisey k.t.: an explanation of ‘striation free’ cutting of mild steel by fibre laser. proceedings of the fifth international wlt-conference on lasers in manufacturing 2009, munich, june 2009. [20] zheng h.y., et al.: quality and cost comparisons between laser and water jet cutting. journal of materials processing technology. no. 62, 1996, s. 294-298. przeglad welding technology review 201213_pspaw.pdf 41przegląd spawalnictwa 13/2012 bolesław augustyniak magnetyczne metody diagnozowania stali napromieniowanych neutronami magnetic methods of evaluation  of neutron irradiated steels state dr hab. bolesław augustyniak – politechnika gdańska. streszczenie opracowanie zawiera syntetyczną informację o stanie badań dotyczących rozwoju magnetycznych nieniszczących metod diagnozowania materiałów poddanych działaniu promieniowania neutronowego. we wstępie podane zostały podstawowe informacje o skutkach napromieniowania stali oraz o próbie charpy’ego. opisano cztery metody magnetycznego badania próbek stosowanych do testów charpy’ego: metodę pomiaru kolejnych pętli histerezy, metodę adaptacyjnego doboru warunków magnesowania, metodę pomiaru efektu barkhausena oraz metodę jednoczesnego badania kilku wielkości magnetycznych. dla każdej metody podano przykład jej zastosowania. abstract paper provides synthetic information about actual state of works on magnetic nondestructive methods proposed for evaluation of microstructure state of steels irradiated with neutrons. introduction contains basic information about impact of neutrons on steel microstructure and about the charpy’s test.than four following methods are presented: minor loops metod, magnetic adaptive test metod (mat), barkhausen effect method and micromagnetic – multiparameter – microstructure – analysis (3ma) method. wstęp diagnostyka stanu materiałów eksploatowanych w energetyce jądrowej jest zagadnieniem technicznym o dużym znaczeniu dla krajów wykorzystujących reaktory jądrowe. nasz kraj zamierza stosować w niedalekiej przyszłości energię wytwarzaną w reaktorach jądrowych i przyjdzie się nam zmierzyć z wyzwaniem, jakim jest diagnostyka prewencyjna stanu elementów konstrukcyjnych bloku energetycznego, w tym szczególnie ścian reaktora. należy podkreślić, że procesy degradacji struktury elementów konstrukcji poddanych działaniu wiązki neutronów (np. ścian kotła reaktora) różnią się od procesów degradacji zachodzących w stalach eksploatowanych w typowych kotłach elektrowni konwencjonalnych [1]. w przypadku materiałów napromieniowanych muszą być zmienione zasady wykonywania badań nieniszczących wykrywających nieciągłości. wzrasta też znaczenie badań prewencyjnych, dotyczących zmian w mikrostrukturze poprzedzających powstanie mikropęknięć. przygotowanie kadry polskich inżynierów do diagnostyki urządzeń energetycznych poddanych działaniu promieniowania neutronowego to nowe i bardzo ważne wyzwanie, o czym świadczy np. dyskusja w środowisku inżynierów z simp podczas ostatniej 40. konferencji bn w warszawie w 2011 r. [2] oraz w czasie konferencji diagnostyka materiałów i urządzeń technicznych (dmiut) w gdańsku w 2012 r. [3]. celem niniejszego opracowania jest przedstawienie syntetycznej informacji o stanie badań dotyczących rozwoju magnetycznych nieniszczących metod diagnozowania materiałów poddanych działaniu promieniowania neutronowego. źródłem tych informacji są doniesienia literaturowe, a także referaty przedstawiane podczas dorocznych spotkań członków międzynarodowej grupy laboratoriów badań magnetycznych stowarzyszonych w sieci o nazwie universal network for magnetic non-destructive evaluation (unmnde) [4]. autor i jego współpracownicy należą do tej organizacji i zajmują się magnetycznymi metodami diagnostyki zmian w mikrostrukturze stali eksploatowanych w energetyce konwencjonalnej. 42 przegląd spawalnictwa 13/2012 skutki napromieniowania i próba charpy’ego obiektem o szczególnym znaczeniu w energetyce jądrowej jest reaktor. większość eksploatowanych aktualnie reaktorów w elektrowniach atomowych to reaktory typu lwr (light water reactor). kotły tych reaktorów (rpv) są chłodzone wodą o temperaturze ok. 290oc i ciśnieniu od 7 mpa w reaktorach typu bwr (boiling water reactors) oraz do 14 mpa w reaktorach typu pwr (presurraized water reactors). zewnętrzne warstwy ścian kotła wykonane są głównie z niskostopowych stali ferrytycznych (w usa są to np. stale a302b, a533b) [5], a wewnętrzne ze stali austenitycznych lub stopów niklowych [6]. głównym czynnikiem mającym wpływ na właściwości mechaniczne ścian kotła jest wysokoenergetyczne promieniowane neutronowe (energia e > 1 mev). skutki napromieniowania zależne są od dawki neutronów. za miarę tej dawki przyjmuje się wartość iloczynu natężenia strumienia neutronów przez czas napromieniowania (fluence), liczony zatem jako ilość neutronów, które przeniknęły przez powierzchnię (np. 1 cm2) w zadanym czasie. ocenia się, że dawki te po ok. 40 latach eksploatacji typowego reaktora osiągają wartości w przedziale od 0,5 • 1019 do 20 • 1019 n/cm2 [6]. według [5] dawki te to ok. 3 • 1019 n/cm2 dla reaktorów typu pwr oraz 30 • 1019 n/cm2 dla reaktorów typu bwr. zmiany w mikrostrukturze stali spowodowane napromieniowaniem neutronami skutkują pogorszeniem właściwości mechanicznych. efektem szczególnie niekorzystnym jest obniżenie odporności na pękanie (a tym samym zwiększenie kruchości). zwiększa się także poziom naprężenia, powyżej którego następuje odkształcenie plastyczne w statycznej próbie rozciągania. zmiany te są skutkiem blokady ruchu dyslokacji przez powstałe defekty punktowe i wydzielenia. aktualnie diagnostyka stanu materiału reaktora polega głównie na pomiarze energii łamania próbek kontrolnych metodą charpy’ego (pn-en 10045-1) [1]. pakiet próbek do testów charpy’ego umieszczony jest w strefie promieniowania i ich liczba zmniejsza się w czasie eksploatacji reaktora. na podstawie badań udarności w pewnym zakresie temperatury wykreśla się zależność energii łamania od temperatury – e(t), a z niej wyznacza temperaturę przejściową kruchości (próg kruchości). przyjmuje się temperaturę, w której e = 41 j (t41) lub 54 j (t54). tę temperaturę określa się też skrótem dbtt (ductil to brittle transition temperature). napromieniowanie neutronami powoduje systematyczne podniesienie temperatury przejścia w stan kruchy [1]. na rysunku 1 przedstawiono wyniki badań wykonanych dla stali a533b (cu 0,16%) w stanie przed i po napromieniowaniu dawką o wartości 6 • 1019 n/cm2 [7]. linią poziomą zaznaczono wartość energii łamania e = 41 j. można zauważyć, że napromieniowanie spowodowało wzrost temperatury przejścia (parametr t41) o ok. 80oc w zakres temperatur dodatnich. zależność parametru e41 od wielkości dawki napromieniowania jest charakterystyczna dla danego gatunku stali. o dużych różnicach w tej zależności świadczą wyniki badań zebrane na rysunku 2 dla dwóch stali eksploatowanych w reaktorze [8]. opis magnetycznych metod badania próbek charpy’ego ubywanie próbek kontrolnych do próby charpy’ego w trakcie eksploatacji reaktora to ważki argument za stosowaniem badań nieniszczących dotyczących oceny zmian w mikrostrukturze (badania strukturoskopowe), mogących zastąpić próbę charpy’ego. z oczywistych względów zasadne jest także poszukiwanie metod badań nieniszczących strukturo-skopowych umożliwiających bezpośrednie diagnozowanie elementów reaktora. w przypadku użycia do konstrukcji reaktora stali o właściwościach ferromagnetycznych (a takie są głównie stosowane) można i należy poszukiwać metod diagnozowania skojarzonych z badaniami właściwości magnetycznych tych stali, jako że właściwości te są uzależnione od mikrostruktury. chodzi o zmiany wielkości domen magnetycznych (większe ziarno – większe domeny) oraz mobilność granic tych rys. 1. zmiany energii łamania dla stali a533 w stanie dostawy i po napromieniowaniu fig. 1. changes in nominal energy for a533 steel as delivered and after irradiation rys. 2. zależność temperatury t41 od dawki napromieniowania dla dwóch stali fig. 2. dependence of the t41 temperature on irradiation dose for two steels 43przegląd spawalnictwa 13/2012 rys. 3. układ pomiarowy do metody a1, opis w tekście fig. 3. the measuring system to the method of a1, the description in the text domen podczas magnesowania (kotwiczenie przez defekty struktury typu wydzielenia oraz skupiska dyslokacji). zmiany w mikrostrukturze wywołane napromieniowaniem (powstanie wakansów oraz wydzieleń, a także zmiany w poziomie naprężeń wewnętrznych wokół tych obszarów) powinny być zatem również wykrywane w zmianach właściwości magnetycznych. to zagadnienie jest w centrum zainteresowania wielu laboratoriów magnetycznych pracujących w świecie na rzecz rozwoju magnetycznych metod diagnozowania stali napromieniowanych neutronami. poniżej opisane wyniki badań dotyczą pomiarów laboratoryjnych właściwości próbek prostopadłościennych o geometrii stosowanej do próby charpy’ego. jest to zatem niejako etap wstępny na drodze do opracowania magnetycznej metody diagnozowania bezpośrednio ścian reaktora. próbki do testu charpy’ego mają kształt prostopadłościanu (długość 55 mm i przekrój kwadratowy o krawędzi 10 mm, norma astm a370). skuteczne magnesowanie takich próbek możliwe jest po zastosowaniu rdzenia z miękkiego magnetycznie materiału w kształcie litery c, zamykającego obwód strumienia indukcji magnetycznej. źródłem strumienia indukcji w obwodzie może być ten rdzeń (wariant a) albo sama próbka (wariant b). elementy te są magnesowane wówczas za pomocą cewki nawiniętej na rdzeniu lub za pomocą cewki otaczającej próbkę. prąd płynący przez cewki magnesujące zmienia się w czasie zazwyczaj w sposób liniowy i przemienny (ze stałą szybkością narastania). wykorzystuje się do tego źródła prądu sterowane napięciem. ocena właściwości magnetycznych polega na analizie wybranych wielkości fizycznych charakteryzujących proces magnesowania. przedstawione niżej cztery metody badań różnią się właśnie w doborem wielkości fizycznych. metody te, dla potrzeb niniejszego opracowania, określono jako: 1) metoda pomiaru kolejnych pętli histerezy (minor loops method), 2) metoda adaptacyjnego doboru warunków magnesowania (mat method), 3) metoda pomiaru efektu barkhausena, 4) metoda jednoczesnego badania kilku wielkości magnetycznych (3ma method). metoda pomiaru kolejnych pętli histerezy metoda ta jest proponowana przez laboratorium z iwate university w japonii [9]. schemat blokowy układu magnesującego jest pokazany na rysunku 3. próbka (1) wraz z prętami dystansowymi (2) i rdzeniem z miękkiej stali (3) tworzą obwód zamknięty dla strumienia indukcji. rdzeń jest magnesowany przez cewkę (4). karkas (5) stabilizuje położenie i osiowość próbki oraz prętów dystansowych. napięcie indukowane w nawiniętych na nim dwóch cewkach (6) jest wykorzystywane do wyznaczenia zmian w natężeniu indukcji magnetycznej b wewnątrz próbki. płaska cewka (7) umieszczona tuż przy powierzchni próbki służy do wyznaczania zmiany natężenia pola magnetycznego h w tej strefie. cytowane tu wyniki dotyczą próbek ze stali a533b (0,14% cu), wyciętych wzdłuż kierunku walcowania blachy (lx) oraz prostopadle (tx). pętle histerezy b(h) wyznaczone dla stopniowo zwiększanej amplitudy prądu są pokazane na rysunku 4. na tym rysunku naszkicowano też pętle histerezy i wskazano wyznaczane parametry. w metodzie tej wyznaczana jest najpierw zależność powierzchni pętli histerezy – parametr wf od amplitudy indukcji magnetycznej ba. widoczne na rysunku 5 rys. 4. kolejne pętle histerezy zmierzone w metodzie a1 oraz parametry tych pętli fig. 4. following hysteresis loops measured in the a1 method and parameters of the loops rys. 5. zależność parametru wf pętli histerezy od amplitudy indukcji magnetycznej ba fig. 5. wf parameter depending on the amplitude of the hysteresis loop of magnetic induction ba 44 przegląd spawalnictwa 13/2012 rys. 8. wykres napięcia indukowanego w cewce detekcyjnej w metodzie adaptacyjnej fig. 8. graph of voltage induced in the detection coil in the adaptive method rys. 6. zależność parametru wf o od dawki napromieniowania fig. 6. wfo parameter depending on the dose of radiation dwa zestawy wykresów tej zależności (dla obu kierunków walcowania) odpowiadają trzem stanom napromieniowania: 0 oraz 0,2•1019 i 11•1019 n/cm2. jak widać, próbki wykazują się właściwościami anizotropowymi, zależnymi od kierunku magnesowania względem kierunku walcowania. zauważyć też trzeba, że napromieniowanie nieznacznie zmienia wartość pola powierzchni pętli histerezy. zależności z rysunku 5 aproksymowane są za pomocą empirycznej funkcji potęgowej typu wf = wf o(ba/bs)n, gdzie bs jest indukcją dla nasycenia. wartość współczynnika wf o jest traktowana jako syntetyczny deskryptor właściwości magnetycznych. wykres zależności tego współczynnika od dawki jest pokazany na rysunku 6 dla obu kierunków walcowania. te zależności są źródłem informacji o zmianach we właściwościach danej stali. często badane są tylko względne zmiany tego parametru w odniesieniu do stanu nienapromieniowanego. metoda adaptacyjnego doboru warunków magnesowania metoda ta jest rozwijana w institute of physics czeskiej akademii nauk w pradze oraz w institute of technical physics and materials science w budapeszcie. określana jest skrótem mat od słów magnetic adaptive testing. zdjęcie układu magnesującego pokazano na rysunku 7 [10]. próbka (1) (połowa próbki charpy’ego) jest zwarta obustronnie przez dwa rdzenie (2). rdzenie te są przyciskane do próbki za pomocą widocznych dźwigni. źródłem pola magnetycznego jest cewka magnesująca (3), otaczająca próbkę. na tym samym karkasie jest nawinięta cewka detekcyjna. natężenie prądu magnesującego zmienia się w sposób piłokształtny z amplitudą narastającą w kolejnych cyklach. przykład wykresu napięcia u indukowanego w cewce detekcyjnej w funkcji natężenia pola magnetycznego h wewnątrz cewki magnesującej pokazano na rysunku 8. napięcie to jest miarą różniczkowej przenikalności magnetycznej – μ. takie sygnały rejestruje rys. 7. układ magnesowania dla metody adaptacyjnej fig. 7. magnetizing system for adaptive methods rys. 10. zależność temperatury przejścia od wartości funkcji degradacji fig. 10. transition temperature as a dependence from the value of the degradation function rys. 9. wartości funkcji degradacji dla trzech napromieniowanych stali fig. 9. degradation values as the functions for three irradiated steel 45przegląd spawalnictwa 13/2012 rys. 11. układ pomiarowy służący do badania natężenia efektu barkhausena dla próbek charpy’ego fig. 11. the measuring system to study the intensity of barkhausen effect in charpy samples rys. 12. zestawienie wyników badań twardości hv i trzech metod magnetycznych fig. 12. results of hardness hv and three magnetic methods się dla próbek wzorcowych o systematycznie zmiennych właściwościach uzyskanych wskutek zadanego procesu degradacji (deformacja plastyczna, napromieniowanie). analiza tych wszystkich wyników polega na porównaniu i wyborze wielkości fizycznej opisującej w sposób optymalny (z największą dynamiką) trend zmian wynikający ze wzrostu stopnia degradacji. taką wielkością dla stali napromieniowanych okazuje się wartość odwrotności przenikalności magnetycznej. dla takiego parametru znajduje się następnie optymalną amplitudę magnesowania, to znaczy taką, dla której dynamika zmian jest największa i przy tych parametrach magnesowania wykonuje badania właściwe. na rysunku 9 pokazano wynik analizy metodą mat względnych zmian funkcji degradacji (1/μ) dla trzech stali w funkcji dawki napromieniowania. widoczny jest monotoniczny i istotnie znaczący wzrost wartości tej funkcji. kolejny wykres z rysunku 10 dowodzi, że uzyskano także bardzo satysfakcjonującą monotoniczną zależność pomiędzy wzrostem temperatury przejścia w stan kruchy a wartością przyjętej funkcji degradacji. metoda pomiaru efektu barkhausena efekt barkhausena (eb) związany jest ze skokowym ruchem granic domen magnetycznych (gdm). taki ruch wynika z odkotwiczania gdm od defektów struktury podczas przemagnesowania materiału. skoki gdm generują impulsy napięcia w cewce detekcyjnej zbliżonej do materiału. wykres chwilowego natężenia tych impulsów w funkcji natężenia pola magnetycznego, a także wartość średnia tego natężenia charakteryzują dany materiał. zaletą eb jest to, że można go badać na powierzchni elementu, stosując elektromagnes jarzmowy oraz cewkę stykową. na rysunku 11 pokazano schemat układu pomiarowego eb dla próbek charpy’ego, który jest stosowany w energy research institute (hungarian academy of sciences) w budapeszcie [12]. próbka jest dociskana sprężyną do głowicy zawierającej elektromagnes jarzmowy oraz cewkę detekcyjną. za miarę natężenia eb przyjęto wartość skuteczną (rms) sygnału napięciowego dla jednego okresu magnesowania. przykład zastosowania eb w diagnostyce efektów napromieniowania wzięto z referatu wygłoszonego na spotkaniu grupy unmnde na słowacji [13]. zreferowano tam wyniki badań porównawczych opisanych wyżej trzech metod. zbadano kilka serii próbek napromieniowanych różnymi dawkami. na rysunku 12 zestawiono wykresy ilustrujące wpływ napromieniowania na względne zmiany twardości (hv) oraz trzech wielkości magnetycznych (natężenie eb (mbe), współczynnik wf o (wof) oraz wartość 1/μ (mat)). badania te dotyczyły stali typu jtx z zawartością 0,14% cu. jak widać, napromieniowane skutkuje wyraźnym wzrostem twardości (ok. 150 %). zmiany właściwości magnetycznych są bardzo zróżnicowane. zwraca uwagę bardzo duży wzrost funkcji degradacji w metodzie mat (ok. 300 %). natężenie eb wzrasta o kilkanaście %, a wartość współczynnika wf o zmienia się w sposób niemonotoniczny, analogicznie jak w przypadku wyników pokazanych na rysunku 6. metoda jednoczesnego badania kilku wielkości magnetycznych – 3ma badanie jednoczesne kilku wielkości fizycznych związanych z procesem magnesowania promuje zespół naukowców z fraunhofer-izfp w saarbrucken [8]. opracowano tam sondę z elektromagnesem jarzmowym oraz kilkoma czujnikami. schemat budowy elektromagnesu jest podobny do pokazanego na rysunku 11. pomiędzy biegunami umieszczone są (w wersji podstawowej): 1) sonda halla – do pomiaru natężenia składowej stycznej ht pola magnetycznego przy powierzchni próbki, 2) cewka stykowa – do pomiaru natężenia eb lub (pośrednio) do pomiaru przenikalności magnetycznej materiału. w drugim przypadku cewka ta generuje pole przemienne o niewielkim natężeniu. wytwarzane w materiale prądy wirowe obciążają magnetycznie tę cewkę, tym bardziej, im większa jest przenikalność magnetyczna materiału. mierzona jest wówczas oporność zespolona cewki. przy badaniach materiałów napromieniowanych badania tej oporności 46 przegląd spawalnictwa 13/2012 wykonuje się dla szeregu częstotliwości. umożliwia to dodatkową ocenę zmian w poziomie przewodnictwa elektrycznego wynikającego z tworzenia się wydzieleń. składowa styczna ht pola magnetycznego przy powierzchni próbki zależy od stanu namagnesowania materiału. przy magnesowaniu rdzenia prądem sinusoidalnym składowa ta zawiera wiele harmonicznych. analiza fourierowska pozwala na wyznaczenie wartości współczynnika zniekształcenia w. jest on tym większy, im bardziej nasycany jest materiał. autorzy tego układu pomiarowego dali mu akronim 3ma, jako skrót nazwy micromagnetic – multiparameter – microstructure – analysis. ta nazwa wynika z uzyskiwanych za pomocą tego układu ocen wielu właściwości badanego materiału związanych z mikrostrukturą, a także naprężeniami. takie możliwości zapewnia analiza wyników badań kalibrujących, wykonanych dla serii próbek o zmieniającej się wybranej właściwości y (np. twardości czy poziomu naprężeń wewnętrznych). wyznaczane są współczynniki w liniowym równaniu opisującym zależność między poziomem właściwości yi a sumą wartości zmierzonych dla danej próbki wielu parametrów magnetycznych xj. na rysunku 13 pokazano układ 3ma używany do badania temperatury przejścia (t41) [8]. próbka (1) położona jest na części roboczej sondy (2). w tym przypadku jest to próbka już poddana próbie udarności. na rysunku 14 przedstawiono rozkład wartości parametru temperatury t41 wyznaczonych podczas kalibracji metody (romby) oraz podczas badań testowych. test ten wykonano dla stali 15kh2mfa napromieniowanej w temperaturze 288oc dawkami neutronów o wartości ok. 3•1019 i 10•1019 n/cm2. jak widać, metoda 3ma umożliwia ocenę poziomu temperatury t41. odchylenia od wartości faktycznych – szczególnie w zakresie dużych dawek, są zapewne wynikiem wykorzystania tylko trzech punktów kalibrujących. nie wyznaczono odchyleń standardowych tych ocen. rys. 13. układ pomiarowy z sondą 3ma fig. 13. the measuring system with 3ma probe rys. 14. badania temperatury przejścia metodą 3ma fig. 14. transition temperature measurement by 3ma method podsumowanie przedstawione informacje o opracowywanych aktualnie magnetycznych nieniszczących metodach badania próbek poddanych działaniu promieniowania neutronowego świadczą o dość zaawansowanym stanie technik umożliwiających takie badanie próbek używanych do prób udarnościowych charpy’ego. szczególnie dużą czułość na zmiany mikrostruktury wykazuje metoda zwana metodą adaptacyjną. literatura [1] tipping p.g.: understanding and mitigating aging in nuclear power plants. woodhead publishing, 2010. [2] wojas m.: badania nieniszczące w energetyce jądrowej. 40 kkbn, warszawa, 20011, r01. [3] diagnostyka materiałów i urządzeń technicznych, 4 konferencja naukowo-techniczna, politechnika gdańska, 2012, cd isbn 93-919502-7-1. [4] http://www.ndesrc.eng.iwate-u.ac.jp/universalnetwork/html/ event/summary2nd.html. zagadnieniem czekającym na rozwiązanie jest diagnostyka ściany reaktora. podejmowane są próby wykorzystania fal akustycznych generowanych jako impulsy magnetostrykcyjne [14]. należy oczekiwać, że niebawem będzie możliwe zweryfikowanie użyteczności diagnozowania materiałów konstrukcyjnych reaktora za pomocą rozwijanej w politechnice gdańskiej metody emisji magnetoakustycznej. [5] odette g.r., lucas g.e.: embrittlement of nuclear reactor pressure vessels, jom, 53 (7) (2001), 18-22. [6] hernandez-mayoral m., caturla m.j.: microstructure evaluation of irradiated structural materials in nuclear power plants, w [1], 189-235. [7] kobayashi s., takahashi s.: current understanding of magnetic property changes in neutron irradiated nrpv steels, unmnde meeting, tatranské matliare, slovakia, 4-5 ix, 2012. 47przegląd spawalnictwa 13/2012 [8] dobmann g., altpeter i., kopp m.: nondestructive materials characterization of irradiated nuclear pressure-vessel steel samples by the use of micromagnetic techniques and in terms of mechanical properties; russian journal of nondestructive testing, 42 (2006) 272-277. [9] kobayashi s., gillemot f., horvath a., szekely r.: magnetic properties of a highly neutron-irradiated nuclear reactor pressure vessel steel, j. nucl. mater. 421 (2012), 112-116. [10] tomáš i., vértesy g., gillemot f., székely r.: nondestructive magnetic adaptive testing of nuclear reactor pressure vessel steel degradation, j. nuclear materials, (2012), zaakceptowany do druku. [11] tomáš i., vértesy g.: magnetic adaptive testing, w nondestructive testing methods and new applications, http://www. intechopen.com/articles/show/title/magnetic-adaptive-testing. [12] barroso s.p., horváth m.f., m., horváth á., richard s., gillemot f.: correlation among mechanical and physical properties for assessment of radiation damage on nuclear reactor materials; magnetic measurements’12, tatranské matliare, slovakia, 2012. [13] tomáš i., vértesy g.: comparison of different nondestructive magnetic measurement, performed on irradiated reactor steel samples; unmnde meeting, tatranské matliare, slovakia, 4-5 ix, 2012. [14] dobmann g.: non-destructive testing for ageing management of nuclear power components, w: nuclear power – control, reliability and human factors, p. tsvetkov, intech (2011), http://www.intechopen.com/articles/show/title/ non-destructive-testing-for-ageingmanagement-of-nuclearpower-components. r o c z n y s p i s t r e ś c i 2 0 1 2 www.pspaw.ps.pl bański robert, rozumek dariusz* rozwój pęknięć zmęczeniowych w bimetalach stal-tytan wykonanych metodą zgrzewania wybuchowego (platerowania) ........................ 9/4 fydrych dariusz* pękanie zimne stali spawanej w środowisku wodnym ................................... 49/10 kozak tomasz* odporność na zimne pękanie złączy spawanych ze stali p460nl1..................... 7/7 łomozik mirosław, pilarczyk adam* tpf 3.0 do tworzenia wykresów przemian fazowych austenitu w stalach w warunkach spawalniczych ctpc-s .............................................. 23/3 pawłowski bogdan, krawczyk janusz, bała piotr, parzych sławomir* analiza przyczyn pęknięć w złączu rura-zwornik w rurach płuczkowych w wiertnictwie .............................................................................. 42/6 zbroja paweł, ziewiec aneta, tasak edmund* skłonność do pęknięć gorących austenitycznej stali super 304h przeznaczonej do pracy w podwyższonej temperaturze .................................... 10/1 ziewiec aneta, pańcikiewicz krzysztof, tasak edmund* pękanie spoin w stali 7crmovtib10-10 (t24) w czasie spawania, uruchamiania i eksploatacji bloków energetycznych ............................................ 2/5 strona / zeszyt strona / zeszyt ambroziak andrzej, białucki piotr, derlukiewicz wiesław, lange artur, dudkiewicz paweł* wpływ liczby napraw na właściwości złączy spawanych ze stali drobnoziarnistych ................................................................................ 36/10 białucki piotr, lange artur, miazga krzysztof spawanie orbitalne rur cieńkościennych ze stali 316l ................................... 33/10 gawrysiuk wojciech, troszka adam* techniczno-ekonomiczne aspekty spawania wiązką laserową rur ożebrowanych w kotłach energetycznych ..................................................... 8/5 jachym robert, kwieciński krzysztof, łomozik mirosław, urzynicok michał* spawanie złączy doczołowych jednoi różnoimiennych ze stali tempaloy a-3 ........................................................................................ 45/4 mikno zygmunt, bartnik zbigniew, lange artur, sikorski mirosław* wybrane aspekty zgrzewania garbowego blach stalowych w obliczeniach mes ........................................................................................ 65/10 mirski zbigniew, różański maciej, winiowski andrzej* lutowanie dyfuzyjne tytanu przy użyciu przekładek z miedzi i niklu .............. 15/10 mirski zbigniew, śpiewak kamil* spawanie laserowe mechanizmu siedzenia samochodowego .......................... 2/7 pańcikiewicz krzysztof, kwiecień sławomir, tasak edmund* właściwości połączeń spawanych stali 7crmovtib10-10 (t24) po obróbce cieplnej .............................................................................................. 15/1 pfeifer tomasz, kiszka agnieszka* spawanie blach dla przemysłu motoryzacyjnego metodą mag ze zmienną biegunowością (ac pulse).............................................................. 49/2 prażmowski mariusz, paul henryk* charakterystyka bimetali cyrkon-stal zgrzewanych wybuchowo przy różnych parametrach procesu .................................................................. 15/4 zhang zhuyao, holloway graham, marshall adam* właściwości materiałów dodatkowych do spawania stali p92 stosowanych do budowy bloków na parametry supernadkrytyczne ............... 35/4 turyk eugeniusz, ciepły marcin, pęcherek mirosław, potrzebski marek, kuzio tadeusz, czwórnóg bogusław, żydzik-białek agnieszka, bormann margrit, jastrzębiowski andrzej* spawanie laserowe w naprawie napisu arbeit macht frei z bramy głównej byłego obozu auschwitz i ...................................................... 37/3 201209_pspaw.pdf 3przegląd spawalnictwa 9/2012 andrzej kaźmierczak analiza możliwości osadzenia powłoki z azotku tytanu na powierzchni roboczej uszczelniającego pierścienia tłokowego silnika spalinowego the feasibility of the titanium nitride coating  on the surface of the piston ring engine dr hab. inż. andrzej kaźmierczak, prof. pwr – politechnika wrocławska. streszczenie w artykule opisano możliwości wykonania powłoki z azotku tytanu na powierzchni roboczej pierścienia tłokowego silnika spalinowego. powłoki te znajdują liczne zastosowania w przemyśle. w literaturze polskiej są one nazywane powłokami twardymi, natomiast w zagranicznej są znane jako powłoki ceramiczne. powłokę z azotku tytanu zwiększającą odporność na zużycie ścierne można uzyskać na powierzchni roboczej pierścienia tłokowego, stosując różne technologie inżynierii powierzchni, np.: natryskiwanie plazmowe, technologie elektronowe, laserowe, implantacyjne, jarzeniowe, osadzania metodami cvd (chemical vapour deposition) i pvd (physical vapour deposition). otrzymywane warstwy czy też powłoki, pomimo zastosowania tych samych składników, wykazują znacznie różniące się właściwości fizykomechaniczne. celowe jest zatem rozpatrzenie możliwości osadzania powłoki azotku tytanu za pomocą wymienionych technologii, uwzględniając przy tym jej pożądane właściwości tribologiczne. abstract this paper describes the feasibility of the titanium nitride coating on the surface of the piston ring engine. these coatings are known for their range of applications in industry. in polish literature they are called hard coatings, and in foreign literature meets to determine ceramic coatings. titanium nitride coating increasing the wear resistance can be obtained from the piston ring face by applying the various technologies of surface engineering. among these technologies can be distinguished: plasma spraying, electron, laser, implant, fluorescent, deposition methods, cvd (chemical vapour deposition) and pvd methods (physical vapour deposition). obtained by the use of these technologies or the coating layer, despite using the same ingredients, significantly different physical and mechanical properties. therefore it is advisable to consider the possibility of deposition of titanium nitride coatings using different, the above technologies, taking into account the desired tribological properties. technologie elektronowe technologie elektronowe umożliwiają obrabianie powierzchni nieobrabialnych w sposób konwencjonalny, zapewniając czystość obróbki z wyeliminowaniem odkształceń i zmian wymiarowych wsadu [11]. ich wadami są: duży koszt nagrzewnic, konieczność zapewnienia wysokiej próżni i ochrony przed promieniowaniem rentgenowskim. wady te są kompensowane dobrą jakością powłoki [13]. do osadzenia powłoki azotku tytanu można wykorzystać natapianie elektronowe, gdzie w wiązkę elektronów wprowadzany jest w postaci cząstek materiał powłokowy [30]. największe potencjalne zastosowanie wiązki elektronowej do tworzenia powłoki azotku tytanu jest spodziewane po technologiach odparowaniowych, w których wiązka elektronów doprowadza materiał powłokowy (np.: tytan) do fazy lotnej w postaci par i ich osadzenia metodą pvd po przereagowaniu z gazem reaktywnym (tu: azotem) na podłożu. za pomocą tej metody można uzyskać dobrze przylegający azotek tytanu [14]. inną technologią jest wykorzystanie wiązki elektronów do obróbki uprzednio naniesionych innymi metodami powłok [30]. uzyskuje się wówczas zwiększenie twardości i odporności na ścieranie, wysoką temperaturę, erozję i utlenianie, a przyczepność powłoki do podłoża rośnie 10÷20 razy dzięki procesom dyfuzyjnym w strefie połączenia. 4 przegląd spawalnictwa 9/2012 technologia ta wymaga prowadzenia obróbek powierzchniowych, co pomimo dowolnie grubej powłoki azotku tytanu (nawet do 100 μm) czyni ją nieopłacalną. reasumując, największe potencjalne zastosowanie wiązki elektronów to użycie jej do odparowania tytanu i następnie osadzenia jego azotku (powstałego po reakcji chemicznej z gazem reaktywnym) metodami pvd na pierścieniu. technologie laserowe technologie laserowe można stosować samodzielnie lub jako proces dodatkowy w innych metodach, np. cvd lub pvd. do wytwarzania powłok z azotku tytanu można zastosować: wtopieniowe stopowanie gazowe, odparowanie czyste, pirolityczne wytwarzanie powłok lub chemiczne wytwarzanie powłok [19, 36]. wtopieniowe stopowanie gazowe jest procesem umożliwiającym otrzymywanie powłoki z azotku tytanu lub jego stopów uprzednio natryśniętych na dowolne podłoże metalowe. grubość otrzymanej powłoki azotku tytanu wynosi ok. 100 μm, czyli ponad 10-krotnie więcej niż w metodach pvd i cvd. otrzymana powłoka wskutek intensywnych ruchów konwekcyjnych nie wykazuje budowy warstwowej. wszystkie fazy w strefie przetopionej są równomiernie rozłożone na całej jej głębokości. wyjątek stanowi faza dyfuzyjna na granicy faz stałej i ciekłej, dzięki której połączenie warstwy z podłożem ma charakter metalurgiczny. powstała powłoka wymaga obróbki wykańczającej. odparowanie czyste jest procesem wykorzystującym tylko cieplne oddziaływanie wiązki laserowej do niezbyt szybkiego odparowania materiału, który w wyniku zjawisk fizycznych (metody pvd) lub chemicznych (metody cvd) jest osadzany sam lub w połączeniu z gazem reaktywnym na określonym podłożu [24]. tą metodą można odparowywać tytan, który po przereagowaniu z azotem i utworzeniu azotku tytanu jest osadzany na materiale. reasumując, wiązki laserowej można użyć do tworzenia powłoki azotku tytanu na pierścieniu tłokowym, stosując technologię wtopieniowego stopowania gazowego oraz jako czynnika grzewczego do odparowania tytanu w technologiach cvd i pvd. technologie implantacyjne technologie implantacyjne polegają na zmianie struktury warstwy wierzchniej przez oddziaływanie na nią jonów, które są w niej osadzane, powodują jej trawienie lub rozpylanie. cechą charakterystyczną struktur zaimplantowanych jest przesycenie materiału implantowanego. na skutek tarcia dochodzi do tzw. quasi-implantacji, czyli migracji jonów zaimplantowanych. w ten sposób, z początkowej grubości ok. 1 μm, otrzymuje się zaimplantowanie na głębokość wielokrotnie większą; nawet do 30 μm [32]. poza licznymi zaletami implantacja jonów ma również wady związane z bombardowaniem jonami obszaru o małej szerokości, małej głębokości implantacji (poniżej 1 μm) oraz braku możliwości implantowania elementów o skomplikowanych kształtach i głębokich otworów. przydatne w procesach tworzenia powłoki azotku tytanu mogą być technologie mieszania jonowego międzyfazowego gazem szlachetnym oraz mieszania jonowego dynamicznego równocześnie obojętnych lub reaktywnych jonów i atomów naparowanych lub rozpylanych innymi metodami. mieszanie jonowe międzyfazowe jest procesem polegającym na poprawie połączenia powłoki z podłożem przez wymieszanie jonowe granicy faz w wyniku bombardowania jonami gazu szlachetnego. w ten sposób poprawia się połączenie nakładanych dowolną metodą powłok azotku tytanu na stale, żeliwa i inne materiały. wzrost temperatury powoduje wyraźną aktywację procesu – brak wpływu przy temperaturze elementu 100oc na zmiany strukturalne i połączenia dyfuzyjnego z podłożem w 500oc [16]. mieszanie jonowe dynamiczne to proces, w którym tytan odparowuje pod działaniem wiązki elektronów i osiada na materiale implantowanym, gdzie jednocześnie jest bombardowany jonami azotu [10]. podczas tego procesu tworzy się warstwa przejściowa o grubości 40 nm, w której są zaimplantowane jony azotu. połączenie tą metodą powłoki i materiału jest 10÷45-krotnie wytrzymalsze od zwykłego połączenia adhezyjnego [2], zaś grubość nanoszonej powłoki nie jest ograniczona względami fizycznymi. wśród technologii implantacyjnych, jako możliwa do osadzania powłoki azotku tytanu na pierścieniu tłokowym jest zatem technologia mieszania jonowego dynamicznego oraz jako wspomagająca (zwiększająca wytrzymałość połączenia powłoki z podłożem) technologia mieszania jonowego międzyfazowego. technologie jarzeniowe do obróbek jarzeniowych należą technologie azotowania, węgloazotowania, siarkowania, nawęglania, borowania i krzemowania, realizowane w obecności wyładowania jarzeniowego, oraz metody pacvd (plasma assisted chemical vapour deposition), czyli osadzania z udziałem reakcji chemicznej w warunkach aktywacji elektrycznej środowiska gazowego, mające na celu wytwarzanie twardych warstw powierzchniowych, m.in. węglików, azotków, borków, tlenków metali przejściowych [14]. osadzanie powłok z azotku tytanu w warunkach wyładowania jarzeniowego jest możliwe dzięki zjawisku chemisorpcji, które występuje w podwyższonej temperaturze. wzrost szybkości tego procesu następuje dzięki rozpylaniu jonowemu powodującemu oczyszczenie powierzchni oraz obecności aktywnych cząstek pierwiastka tworzącego warstwę powierzchniową, czyli atomów i jonów tytanu oraz atomów i jonów azotu [27]. 5przegląd spawalnictwa 9/2012 technologie osadzania próżniowego cvd klasyczne niewspomagane technologie cvd (chemical vapour deposition), czyli chemicznego osadzania z fazy gazowej, przebiegają w temperaturze 1000÷1500 k [27]. w tym zakresie temperatury uzyskiwana jest powłoka azotku tytanu tin, przy czym materiał osadzany jest umieszczony w gazie zawierającym halogenek tytanu ticl4, wodór h2 i azot n2 [26]. tak wysoka temperatura powoduje niepożądane zmiany strukturalne w elementach, ale zapewnia dobrą przyczepność powłoki do podłoża [15]. wśród metod wspomaganych cvd, za pomocą których można osadzić powłokę azotku tytanu, należy wymienić metodę pacvd (plasma assisted cvd), w której proces prowadzony jest w temperaturze 770÷820 k. stosowany jest taki sam skład mieszaniny gazowej jak w cvd i obniżone ciśnienie do 3÷13 hpa oraz inne technologie opisane w [1, 31]. ciekawe możliwości oferują metody osadzania powłok, w tym azotku tytanu, z aktywacją elektryczną środowiska gazowego technologią wyładowania jarzeniowego z zastosowaniem atmosfer gazowych zawierających związki organiczne, np.: czteropropyloksytytan – ti(oc3h7)4 lub ti[n(ch2ch3)2]4, lub ti[n(ch3)2]4. są to tzw. metody mocvd (metall – organic cvd). powłoki te mają dobrą przyczepność do podłoża. w procesie rozpylania katodowego następuje wstępne azotowanie podłoża, a azot znajdujący się w materiale w wyniku tego procesu bierze aktywny udział w tworzeniu powłok tin, tic, ticn lub ti(o,c,n). uzyskane powłoki mają dużą twardość 1500÷2200 μhv dla tin i ti(o,c,n) oraz 3000÷4000 μhv dla tic. grubość uzyskanej powłoki sięga 15 μm i cechuje się bardzo dobrą odpornością na zużycie w styku trącym. powłokę azotku tytanu można uzyskać, stosując metody pacvd (plasma assisted cvd) oraz mocvd (metall – organic cvd), a otrzymane powłoki charakteryzują się bardzo dobrymi właściwościami trybologicznymi i dobrą przyczepnością do podłoża. wadą tych technologii jest konieczność utylizacji szkodliwych gazów pozostałych po procesie osadzania. tej wady są pozbawione metody pvd. technologie pvd technologie pvd (physical vapour deposition) polegają na wykorzystaniu różnych zjawisk fizycznych przebiegających przy ciśnieniu obniżonym do 10÷10-5 pa (różnym w różnych metodach pvd) [12, 23]. metody pvd charakteryzują się możliwością stosowania czystych metali i gazów jako materiałów wyjściowych zamiast ich szkodliwych związków występujących w metodach cvd [18]. uzyskanie powłoki jest często związane z dużymi kosztami osadzania oraz koniecznością zapewnienia dużej czystości powierzchni elementów przed procesem. rekompensowane jest jednak wysoką wydajnością przy stosowaniu specjalistycznych napylarek, dobrymi i bardzo dobrymi właściwościami fizykomechanicznymi powłok oraz ekologicznością procesu. prawie zawsze we współczesnych metodach pvd osadzanie powłoki jest realizowane ze strumienia zjonizowanej plazmy kierowanej elektrycznie na stosunkowo zimne podłoże. są to metody wspomagane plazmą; papvd (plasma assisted pvd). energia jonu jest rzędu energii wiązania atomów na powierzchni powłoki, nie przekracza jednak energii rozpylania i jest równa od kilku do kilkudziesięciu ev. dzięki temu następuje desorpcja zanieczyszczeń, wzrost ilości defektów powierzchniowych, zwiększenie ruchliwości powierzchniowej atomów oraz wzrost aktywności chemicznej powierzchni, co w efekcie powoduje dobrą adhezję powłoki do podłoża [37]. opracowano wiele metod pvd, za pomocą których można osadzać powłoki azotku tytanu (tin). do osadzenia jej na pierścieniu tłokowym najczęściej stosuje się niżej opisane. z uwagi na przebieg procesu osadzania powłok tin przy obniżonym ciśnieniu, metody te należy zaliczyć do metod papvd [7, 28]. odparowanie miejscowe łukiem elektrycznym (arc lub ae). polega ono na wywołaniu na powierzchni katody silnoprądowego (25÷100 a, gęstość prądu 106÷108 a/cm2) niskociśnieniowego wyładowania łukowego o mocy kilku kilowatów pomiędzy grubą, chłodzoną wodą tarczą a pierścieniową anodą, również chłodzoną wodą [4]. wyładowanie jest zlokalizowane w plamkach katodowych będących źródłem wysoko zjonizowanych (stopień jonizacji 30÷100%) par materiału (odparowanie miejscowe) [12]. prędkość, kierunek i odległość przemieszczania się są sterowane za pomocą ekranów elektrostatycznych. metoda ta cechuje się występowaniem jonów wielokrotnych, wysoką energią kinetyczną jonów (10÷1000 ev) oraz możliwością czyszczenia jonowego podłoża [7]. podstawowym zjawiskiem w wyładowaniu łukowym w próżni jest pojawianie się, dryf i zanikanie wspomnianych wyżej plamek katodowych. prędkość nakładania powłok jest równa ok. 3,5 μm/h. istnieje możliwość umieszczenia kilku (do 12) katod z różnych materiałów w jednym urządzeniu i osadzania powłok kompozytowych i wielowarstwowych odparowywanych w atmosferze mieszaniny gazów reaktywnych [14]. przykładem może być nakładanie powłok ti(al,n) [3]. w plazmie metalicznej występują krople odparowanego materiału, które biorą udział w tworzeniu powłoki, co jest wadą, ale ich udział może być regulowany odpowiednią konstrukcją katody, ruchem plamek i filtrowaniem sadzy. bezpośrednie reaktywne rozpylanie magnetronowe (ms). w metodzie tej materiał zwany tarczą jest rozpylany przez jony gazu wytworzone w obszarze między plazmą a wsadem. metoda umożliwia rozpylanie tarcz nie tylko z materiałów przewodzących, ale też z dielektryków [22]. obecność silnego pola magnetycznego 6 przegląd spawalnictwa 9/2012 w pobliżu katody powoduje zwiększenie stopnia jonizacji w przestrzeni przykatodowej, a tym samym znaczny wzrost intensywności rozpylania materiału katody w porównaniu z klasycznym rozpylaniem katodowym. rozpylone atomy przechodzą przez obszar plazmy, ulegając jonizacji i – reagując z jonami oraz atomami gazu reaktywnego – osadzają się w postaci związku chemicznego na wsadzie [7]. proces odbywa się w obecności wyładowania jarzeniowego w skrzyżowanych polach elektrycznych i magnetycznych, czyli w magnetronie [7, 34]. zwrócono uwagę na nierównomierność grubości warstwy osadzanej powłoki w zależności od zastosowanego kształtu magnetronu oraz ogólnie na znaczny rozrzut grubości powłoki na powierzchni o skomplikowanych kształtach [29, 35]. odparowanie impulsowo–plazmowe. polega na odparowaniu ze stanu stałego umieszczonej centralnie w generatorze plazmy elektrody wykonanej z materiału powłokowego w wyniku silnoprądowego (100 ka) impulsowego rozładowania baterii kondensatorów o napięciu 1÷10 kv [14, 17]. czas ogrzewania podłoża plazmą (stanowiącą wysokodyspersyjny aerozol np.: azotku tytanu) o temperaturze 2000 k jest krótszy od 100 μs i powoduje przyrost temperatury z prędkością 107 k/s, a prędkość chłodzenia w ww elementu, wywołana odpływem ciepła do pozostałej masy elementu, jest równa 105 k/s. czas pomiędzy odparowaniami wynosi 5 s. dzięki temu, że czas ogrzewania podłoża jest tak krótki, a zarodki krytyczne zawarte w aerozolu tak małe (rzędu 10-9 m), że wykazują ruch po podłożu, temperatura podłoża nie przekracza 500 k. przy tym adhezja powłoki do podłoża jest odpowiednio duża [28]. sterowanie procesem odbywa się za pomocą zewnętrznego lub własnego pola magnetycznego. wybór metody pokrywania pierścienia tłokowego powłoką z azotku tytanu po przeprowadzeniu analizy metod osadzania powłok na elementach maszyn stwierdzono, że najkorzystniejszym procesem tworzenia powłoki azotku tytanu na powierzchni roboczej pierścienia tłokowego jest technologia papvd, czyli fizycznego osadzania z fazy gazowej powłok wspomagana plazmą. przy czym równorzędne efekty daje metoda łukowa odparowania substratu (tytanu) i metoda magnetronowa. ponadto duże nadzieje wiąże się z zastosowaniem wiązki laserowej w technologii wtopieniowego stopowania gazowego z uwagi na możliwość otrzymania powłoki o grubości nawet do 100 μm, jednak wymagającej dalszej obróbki wykańczającej powierzchni. ostatecznie ze względu na nierównomierną grubość powłok azotku tytanu otrzymywanych metodą magnetronową podjęto decyzję o jej wykonaniu metodą łukowo – próżniową. wykonanie powłoki z azotku tytanu metodą łukowo – próżniową na pierścieniu tłokowym przygotowanie powierzchni pierścienia tłokowego aby uzyskać powłokę o żądanych właściwościach, należy dobrać składniki ją tworzące, parametry technologiczne procesu oraz przygotować podłoże. przed osadzeniem powłoki należy przeprowadzić obróbkę cieplną oraz wykańczającą powierzchni elementu poddanego tej technologii. należy zapewnić nierówności powierzchni ra < 0,8 μm [5]. oczyszczanie powierzchni elementu składa się z dwóch etapów: oczyszczania wstępnego (mechaniczne, chemiczne, fizyczne i fizykochemiczne) oraz oczyszczania ostatecznego, które jest realizowane w procesie trawienia jonowego [6, 7, 9]. w czasie tego procesu następuje wzrost temperatury elementu, który jest zależny od kształtu, masy i jego wymiarów. adhezja powłoki rośnie wraz z jej grubością do osiągnięcia grubości ok. 1,5÷2,0 μm [7]. po przekroczeniu tej granicy siła adhezji nie ulega zmianie, jednakże rosną naprężenia na granicy powłoka – podłoże. w związku z tym grubość powłok osadzanych metodami papvd zawiera się zwykle w granicach 1÷4 μm [7]. niezmiernie istotną rolę w przyczepności powłoki do podłoża odgrywa warstwa przejściowa. w przypadku powłok z tin można uzyskać warstwy przejściowe o budowie dyfuzyjnej lub pseudodyfuzyjnej. warstwy dyfuzyjne wymagają jednak wysokiej temperatury osadzania i z tego względu ich utworzenie nie jest możliwe. warstwa pseudodyfuzyjna może powstać podczas procesu trawienia jonowego powierzchni. wspomniany proces rozpylania katodowego, a szczególnie platerowanie jonowe prowadzi do rozpylenia materiału powierzchni podłoża i implantacji cząsteczek materiału powłoki. jest to podstawową przyczyną lepszej przyczepności powłok osadzonych w procesie rozpylania i platerowania jonowego niż w procesie naparowywania powłoki [7]. charakterystyka powłoki tin powłoki osadzane metodami pvd charakteryzują się znaczną zmiennością składu chemicznego, co wywołuje zmiany rodzaju wiązań i struktury metalograficznej [8]. struktura warstwy osadzanej metodami papvd jest wyraźnie wielofazowa. skład fazowy warstw ti–n obejmuje: δ-tin, ε-ti2n oraz α-ti. twardość powłoki jest ściśle związana z jej składem chemicznym i fazowym. w powłoce napotyka się cząstki powstałe z substratów, których trwałość określa energia wiązania. w przypadku otrzymywania powłok z azotku tytanu tworzą się ti2n, ti2n + tin oraz czysty tin. występujące w powłoce wiązania mają charakter metaliczny (m), 7przegląd spawalnictwa 9/2012 kowalencyjny (k) lub jonowy (j). brak w niej wiązań czystej postaci [20]. przeważają wiązania mieszane, tworzące złożone kombinacje: metal-metal, metalniemetal, niemetal-niemetal. poszczególne rodzaje wiązań wykazują odmienne właściwości. najbardziej zbliżone do uniwersalnych mają materiały o wiązaniu metalicznym (m) [8]. z punktu widzenia trybologicznego właściwości azotku tytanu są pośrednie pomiędzy trzema rodzajami wiązań, zajmując środkowe położenie w klasyfikacji twardych materiałów zgodnie z charakterem ich wiązań [8, 20]. tin charakteryzuje się małym powinowactwem do materiałów współpracujących, a ze względu na małą kruchość zachowuje dobre właściwości przeciwzużyciowe w przypadku zmiennych obciążeń [33]. cecha ta jest szczególnie ważna dla pierścienia tłokowego poddawanego ustawicznie zmiennym obciążeniom mechanicznym i cieplnym. powłoki z azotku tytanu wykazują dużą odporność na utlenianie w temperaturze do 450÷500oc. przekroczenie tej temperatury powoduje powolne utlenianie powłok. temperatura pierścienia tłokowego nie przekracza we współczesnych silnikach 350oc, w związku z tym nie zachodzi obawa o utlenienie naniesionej powłoki. literatura [1] arai t., fujita h.: plasma-assisted cvd of tin and tic on steel, proceedings of 6th international conference on ion and assisted techniques, bringhton u.k., may 1987, s. 196-200. [2] armini a.: formation of new surface alloys by ion implantation technology, industrial heating, january 1986, s. 17-19. [3] barbaszewski t., dąbrowski m., gawlik j.: technologia i właściwości twardych pokryć tialn na podłożu ze stali szybkotnącej, materiały konferencyjne insycont’90, kraków 1990, s. 147-152. [4] betiuk m.: pvd-arc – sterowanie i struktura warstw, materiały ogólnopolskiej konferencji „nowoczesne technologie w inżynierii powierzchni”, łódź-spała, 22-23 września 1994. [5] bromark m., larsson m., hedenqvist p., olsson m., hogmark s.: influence of substrate surface topography on the critical normal force in scratch adhesion testing of tin – coated steels, surface of coating technology, 52(2), 195-203 (1992). [6] bujak j., miernik k., smolik j., walkowicz j.: przygotowanie powierzchni detali do osadzania warstw metodami papvd z zastosowaniem trawienia jonowego, wybrane zagadnienia inżynierii powierzchni, politechnika rzeszowska 1992, s. 32. [7] bujak j., miernik k, smolik j., walkowicz j.: otrzymywanie warstw tin i tialn metodami: magnetronową i łukowo-próżniową, problemy eksploatacji, nr 3, 1992, s. 157-161. [8] bujak j., miernik k., smolik j., walkowicz j.: właściwości materiałów stosowanych na twarde powłoki, materiały vii krajowego sympozjum eksploatacji urządzeń technicznych, radom-kozubnik 1993, tribologia, nr 4/5, 1993, s. 77-83. [9] bujak j., miernik k., rogowska r., smolik j., walkowicz j.: przygotowanie powierzchni narzędzi dla nanoszenia powłok przeciwzużyciowych metodami pvd, przegląd mechaniczny, nr 44, 1994, s. 12-15. [10] burakowski t.: implantacja jonów i możliwości jej zastosowania do modyfikacji warstwy wierzchniej metali, tribologia, nr 5, 1089, s. 4-12. [11] burakowski t.: wiązka elektronowa i możliwości jej wykorzystania do poprawy właściwości powierzchni, nr 8-9, mechanik, 1992, s. 281-284. [12] burakowski t., miernik k., walkowicz j.: zastosowanie fizykochemicznych technologii wspomaganych plazmą do wytwarzania cienkich powłok odpornych na zużycie, metaloznawstwo, obróbka cieplna, inżynieria powierzchni, nr 130132, 1995. [13] burakowski t., roliński e., wierzchoń t.: inżynieria powierzchni metali, wydawnictwa politechniki warszawskiej, warszawa 1992. [14] burakowski t., wierzchoń t.: inżynieria powierzchni metali, wydawnictwa naukowo-techniczne, warszawa, 1995. [15] celiński z., miernik k.: plazmowo-chemiczne metody wytwarzania warstw odpornych na zużycie, tribologia, nr 6, 1991, s. 6-11. [16] eredmir a., cheng c.c.: nucleation and growth mechanisms in ion-plated tin films on steel substrates, surface and coating technology, nr 41, 1990, s. 285-293: [17] gokieli b.: fizykochemiczne aspekty powstawania fazy skondensowanej w plazmie impulsowej obserwowanej metodami spektralnymi, rozprawa doktorska pw, warszawa 1980, [18] hebda-dutkiewicz e.: twarde warstwy nanoszone metodami pvd, międzyresortowe centrum eksploatacji majątku trwałego, radom 1990. [19] hegge h.j., de hossen j.th.m.: the influence of convection on the homogenity of laser applied coatings, surface engeenirig praxice – processes, fundamentals and application in corrosion and wear, wyd. ellis horwood, new york-toronto -sydney-tokyo-singapoore 1989, s. 160-167. [20] hollek h.: basic principles of specific applications of ceramic materials as protective layers, surface and coating technology, 43/44, 1990, s. 245-258. [21] kaminsky m.: atomic and ionic phenomena on metal surface, springer-verlag, berlin-new york, 1965. [22] leja e., horodyski t., budzyńska k.: magnetronowa technika wytwarzania cienkich warstw, elektronika, nr 9, 1982, s. 5-7. [23] markowski j., marków z., prajzner a.: urządzenie do nanoszenia warstw azotku tytanu metodą aktywowanego reaktywnego naparowywania (bare), elektronika, nr 2, 1988, s. 28-30. [24] matsunawa a., katayama s., miyazawa h., hiramoto s.: oka k., ohmine m.: basic study on laser vapour deposition of ceramics, surface and coating technology, 43/44, 1990, s. 176-184. [25] michalski j.: metody pvd stosowane do nanoszenia warstw materiałów twardych i trudnotopliwych na narzędzia skrawające, metaloznawstwo, obróbka cieplna, nr 79, 1986, s. 18-23. [26] michalski j.: warunki tworzenia się warstw powierzchniowych w procesach chemicznego osadzania z fazy gazowej w atmosferach ticl4 + h2 i ticl4 + h2 + n2, rozprawa doktorska, politechnika warszawska, 1989. [27] michalski j., wierzchoń t.: cvd of tin layers in various glow discharge regions, journal of materials science letters, nr 10, 1991, s. 506-510. [28] michalski a., zdunek k., sokołowska a., olszyna a.: impulsowo-plazmowa metoda nanoszenia warstw tin na narzędzia w temperaturze niższej niż 500 k, przegląd mechaniczny, nr 15, 1991, s. 7-10. [29] miernik k., walkowicz j., kułakowska-pawlak b., żyrnicki w.: deposition of wear-resistant tin layers in linear magnetron sputtering system, zagadnienia eksploatacji maszyn, nr 2 (114) 1998, wydawnictwo naukowe pwn, warszawa 1998, s. 287-291. [30] pobol i.j.: tendencje światowe w zastosowaniach wysokoenergetycznych wiązek elektronowych do obróbki metali, elektronika, nr 8-9, 1993, xxxiv, s. 41-47. 8 przegląd spawalnictwa 9/2012 [31] rie k.t., lampe t., eisenberg s.: abscheinung von titaninnitridschichten mittels plasma – cvd, härterei technische mitteilungen, 42, 1987, nr 3, s. 153-161. [32] rosiński w.: zastosowanie wiązki jonowej do modyfikacji właściwości ciała stałego, referaty i konferencji naukowej „technologia elektronowa”, wrocław-kudowa, wrzesień 1982, s. 175-185. [33] smolik j.: mechanizmy zużywania się powłok przeciwzużyciowych na narzędziach skrawających jako istotny aspekt doboru powłok w zależności od warunków ich późniejszego zastosowania, tribologia 4-5/93 (130-131), radom 1993, s. 271-276, s. 363-368. [34] staśkiewicz j., czyżniewski a.: warstwy azotku tytanu otrzymane zmodyfikowaną metodą reaktywnego stałoprądowego rozpylania magnetronowego, materiały konferencji naukowej „techniki wytwarzania warstw powierzchniowych metali”, rzeszów, czerwiec 1988, s. 99-103. [35] tasak e., jankowski h., drewnowska m., gola w.: wykorzystanie metody pvd w technologii produkcji łożysk ślizgowych, perspektywy rozwojowe konstrukcji, technologii i eksploatacji pojazdów samochodowych i silników spalinowych, konferencja konmot’96, kraków 1996, s. 285-292. [36] wierzchoń t., sobiecki j.r., kurzydłowski k.: properties of surface layers produced from metaoorganic compounds, thin films, ed. g. hecht, f. richter, j. hahn, dgm, verlag, 1994, s. 195-198. [37] yuansheng j., huadong w., nicoll a.r., barbezat g.: the tribological behaviour of various plasma – sprayed coatings against cast iron, surface and coating technology, 52(2), 1992, s. 169-178. po kilkunastoletniej przerwie katedra spawalnictwa politechniki śląskiej wraca do tradycji organizowania spotkań środowisk związanych z kształceniem na poziomie akademickim specjalistów z zakresu spawalnictwa – seminariów katedr i zakładów spawalnictwa. intencją organizatorów jest, aby spotkania te stały się ponownie miejscem integracji, wymiany doświadczeń i prezentacji dorobku naukowego i dydaktycznego studenckich kół naukowych oraz pracowników naukowo-dydaktycznych jednostek związanych z kształceniem inżynierów spawalników. inicjatywa zorganizowania seminarium katedr i zakładów spawalnictwa w 2012 r. wyszła od przedstawicieli studenckiego koła naukowego „strefa wpływu ciepła” swc działającego przy katedrze spawalnictwa politechniki śląskiej. w organizację seminarium włączyła się również katedra spawalnictwa i polskie towarzystwo spawalnicze. w tegorocznym sympozjum, które odbyło się w byczynie w dniach 19 – 20 czerwca wzięło udział 59 uczestników w tym 22 studentów. autorami 24 referatów byli pracownicy naukowi i studenci politechnik: śląskiej, częstochowskiej, rzeszowskiej, świętokrzyskiej, warszawskiej, wrocławskiej, gdańskiej, agh oraz instytutu spawalnictwa. spotkanie zaszczycili swoją obecnością m.in. prof. edmund tasak, prof. jacek senkara, prof. antoni orłowicz, prof. jerzy łabanowski, prof. janusz adamiec, prof. jacek słania oraz prof. andrzej gruszczyk. komitet organizacyjny: dr hab. inż. andrzej gruszczyk, prof. pśi, dr hab. inż. janusz adamiec, prof. pśi, dr inż. artur czupryński, dr inż. jacek górka, dr inż. tomasz kik, mgr inż. jarosław parylak, mgr inż. marek burda, inż. łukasz bigus, inż. dariusz kłosek, inż. bartłomiej kotkowski, teresa dąbrowska-mikuła komitet naukowy: dr hab. inż. janusz adamiec, prof. pśi, dr hab. inż. andrzej ambroziak, prof. pwr, dr hab. inż. andrzej gruszczyk, prof. pśi, dr hab. inż. jerzy łabanowski, prof. pg, dr hab. inż. zbigniew mirski, prof. pwr, prof. dr hab. inż. jerzy nowacki, prof. dr hab. inż. antoni w. orłowicz, dr inż. jan plewniak, prof. dr hab. inż. jacek senkara, dr hab. inż. jacek słania, prof. nzw. w is, prof. dr hab. inż. edmund tasak, dr hab. inż. eugeniusz turyk, prof. nzw. w is mgr inż. marek burda wydarzenia sympozjum katedr i zakładów spawalnictwa nowoczesne zastosowania technologii spawalniczych byczyna, 19 – 20 czerwca 2012 uczestnicy sympozjum katedr i zakładów spawalnitwa, byczyna, 19 – 20 czerwca 2012 201202_pspaw.pdf 41przegląd spawalnictwa 2/2012 karolina poch plany eksperymentu. opracowanie planu oceny czułości badań magnetyczno-proszkowych plans for the experiment. develop of a plan to evaluate the sensitivity of magnetic-powder testing mgr inż. karolina poch – politechnika częstochowska. streszczenie w artykule podjęto tematykę związaną z procesem planowania eksperymentu. przedstawiono poszczególne etapy planowania, z zastosowaniem metod analizy, oraz wybrane metody planowania badań doświadczalnych. na podstawie opisanych zagadnień w pierwszej części opracowania dobrano odpowiednią metodykę oraz utworzono plan do badań magnetyczno-proszkowych. abstract in this study addresses issues related to the planning process of the experiment. presents the various stages of planning, the methods of analysis and some methods of experimental planning. based on the issues described in the first part of the study were chosen appropriate methodology, and created a plan to study magnetic – powder testing. wstęp planowanie eksperymentu pozwala na dokładne określenie zamierzonych celów oraz czynności prowadzących do ich osiągnięcia. problemy przedstawione w artykule bardzo często pojawiają się w czasie planowania badań, czy też opracowywaniu prac doktorskich. ponieważ spawalnictwo jest szczególną dziedziną, a otrzymywane wyniki nie są w pełni przewidywalne, podjęto próbę opisania planu eksperymentu w odniesieniu do badań magnetycznoproszkowych, które odgrywają duże znaczenie w procesie kontroli złączy spawanych. oznacza to nie tylko badania podstawowe, czy opis praktycznych przypadków, ale również badania eksperymentalne, wymagające opracowania planu eksperymentu. mam nadzieję, że ten artykuł pomoże młodym naukowcom i doktorantom. pojęcia podstawowe planowanie jest określane jako element metodologii zarządzania, mający na celu podjęcie i zainicjowanie działań, które pozwolą na wywołanie określonych skutków (wyników) niemogących wystąpić samoistnie. planowanie jest nieodłącznym elementem, każdego procesu decyzyjnego, gdyż pozwala na dokładne określenie cech badanego elementu, wartości wejściowych i wyjściowych do obiektu badań, a także najbardziej efektywnych procedur badawczych, umożliwiających otrzymanie spodziewanych wyników. eksperyment jest określany jako proces badawczy jakiegoś zjawiska, w wyniku którego gromadzi się informacje (dane) umożliwiające zdefiniowanie jego modelu np. określenie cech fizycznych itp.. wyróżnia się różne rodzaje modeli, jednak najczęściej stosowany jest model matematyczny [1]. zarówno planowanie, jak i przeprowadzanie eksperymentu składa się na teorię eksperymentu. obejmuje ona: – planowanie eksperymentów, – metodykę modelowania matematycznego, – technikę pomiarów, – analizę wyników pomiaru. w tym opracowaniu podjęta została tematyka związana z zagadnieniem planowania eksperymentu. metodyce modelowania matematycznego zostanie poświęcone odrębne opracowanie. teoria eksperymentu narodziła się wraz rozwojem nauki, i ma zastosowanie gdy: – liczba kombinacji wartości czynników badanych przekracza praktyczne możliwości realizacji doświadczeń, 42 przegląd spawalnictwa 2/2012 – nie wszystkie czynniki mogą być badane oddzielnie, ponieważ niektóre z nich są współzależne (od czynników dotychczas nieuwzględnianych w realizowanym doświadczeniu), – istnieją czynniki, których wartości nie można ustalić na stałym poziomie. powstały wówczas plany badań doświadczalnych, które pozwoliły na zwiększenie ilości oraz jakości uzyskiwanych informacji na temat badanego zjawiska oraz zmniejszenie liczby koniecznych pomiarów, zmniejszenia kosztów i czasu trwania procesu badawczego. ponadto w planach badań doświadczalnych uwzględniono zasadę, aby liczba pomiarów była jak najmniejsza. stosując te zasady teorii eksperymentu, ustala się wstępnie cel oraz metodę analizy wyników pomiaru oraz określa się punkty pomiarowe, które otrzymuje się na podstawie określonych procedur matematycznych. pojedynczy punkt pomiarowy, będący s-wymiarowym wektorem wartości wielkości wyjściowych, nazywany jest układem planu eksperymentu, natomiast zbiór wszystkich punktów stanowi plan eksperymentu. rozmieszczenie i charakter wyznaczanych punktów pomiarowych zależy od celu badań oraz wykorzystanej metody analizy matematycznej pozwala na: – podkreślenie poszukiwanych cech obiektu, np. liniowości, współzależności zmiennych wejściowych, niezależności wielkości wyjściowej od wielkości wejściowych, – wyznaczenie ekstremum globalnego funkcji i obiektu badań, – zmniejszenie nakładu obliczeniowego przy identyfikacji modelu obiektu [5]. planowanie eksperymentu planowanie eksperymentów prowadzi się w celu wyznaczenia bądź weryfikacji podanego opisu matematycznego modelu obiektu, hipotez badawczych, obserwacji nowych zjawisk oraz ułatwienia obliczeń w fazie opracowywania wyników. proces planowania może mieć różny przebieg, ze względu na przedmiot badań, wybrane procedury, a także techniki badawcze. pomimo tego, że każdy proces planowania jest inny to istnieją pewne ogólne reguły postępowania w procesie planowania, stosowane bez względu na rodzaj i charakter przeprowadzanego badania. zastosowanie się do ogólnie przyjętych zasad tworzenia planu eksperymentu, wprowadza porządek do procesu planowania [1]. istota przydatności teorii eksperymentu w planowaniu wynika z właściwie dobranego programu badań, który zapewnia: – wyznaczenie funkcji stanowiącej matematyczny opis obiektu badań, tzw. modelu ob – jest to funkcja o z góry przyjętej postaci, – ograniczenie ogólnej liczby pomiarów do rozsądnych, raczej małych wartości. realizacja tak formułowanych zadań jest możliwa z wykorzystaniem odpowiednio dobranych i opracowanych adekwatnie do rodzaju badania planów: – jeżeli celem badań jest wyznaczenie funkcji obiektu badań, to należy poszukiwać planów zaliczanych do grupy planów zdeterminowanych (uwarunkowanych); – jeżeli celem badań jest weryfikacja istotności wpływu wielkości wejściowych, to należy poszukiwać planu należącego do grupy planów statycznych randomizowanych (losowych); – jeżeli celem badań jest wyznaczenie ekstremum obiektu badań, to właściwe plany znajdują się w grupie planów optymalizacyjnych. ogólnie przyjęte zasady dotyczące planowania badań doświadczalnych składają się z opisanych poniżej etapów. etap i – charakterystyka obiektu badań (model ob) pierwszy etap badań polega na wyznaczeniu zagadnienia wymagającego rozwiązania metodą doświadczalną, określeniu wielkości cechujących obiekt badań (wielkości wejściowe, wyjściowe, stałe i zakłócające) oraz ustaleniu relacji pomiędzy wielkościami, które należy rozpoznać w wyniku badań doświadczalnych [2]. dzięki wprowadzeniu uniwersalnego modelu obiektu badań przedstawionego na rysunku 1 uzyskiwane są informacje, które opisują następujące wielkości: – niezależne wielkości wejściowe: x1, x2, ..., xk, ..., xi, k = 1, 2, ...; zalicza się do nich te, które mają wpływ na wielkości wyjściowe interesujące osobę przeprowadzającą badanie. zazwyczaj są to wielkości: techniczne, fizyczne, chemiczne, ekonomiczne i inne, które są wzajemnie niezależne oraz mierzalne. każdej wielkości wejściowej należy określić zakres: xk min ≤ xk ≤ xk max, k = 1, 2, ..., i (1) gdzie: i – liczba wielkości wejściowych [2]; – zależne wielkości wyjściowe: y1, y2, ..., zp, ..., zw, z = 1, 2, ..., w, które będą przedstawiać mierzalne następstwa działania obiektu; – wielkości stałe c, które wpływają na działanie układu, ale ich wartości są znane i niezmienne w czasie, przez co mogą zostać pominięte w analizie statystycznej [2]; – wielkości zakłócające h, spowodowane czynnikami losowymi, które oddziałują na wielkości wyjściowe obiektu badań. określenie charakterystyki obiektu badań stanowi podstawę do wyznaczenia celu badań, uzyskanie informacji dotyczących zależności pomiędzy wielkościami wejściowymi a wielkościami wyjściowymi. ustalenie wagi wpływu wielkości wejściowych na wyjściowe umożliwia pominięcie tych wielkości wejściowych, których wpływ okaże się nieistotny. 43przegląd spawalnictwa 2/2012 etap ii – cel badań doświadczalnych etap drugi jest współzależny do etapu pierwszego; są. w przypadku planowania eksperymentu wyróżnia się trzy ogólne cele: – wyznaczenie stanu granicznego symptomów lub granic do klasyfikacji zdatności i niezdatności badanych obiektów, – weryfikację istotności wpływu wybranych wielkości wejściowych na wielkości wyjściowe na tle zakłóceń losowych, – wyznaczenie funkcji (modelu) obiektu badań, gdzie celem jest ustalenie związków pomiędzy wszystkimi wielkościami wejściowymi a wielkością wyjściową. wybór celu umożliwia uzyskanie informacji tylko z określonego charakterystycznego zakresu, dla poszczególnych zmiennych i właściwości. biorąc pod uwagę cel pierwszy, otrzymuje się informację, dla których wielkości wejściowych wielkość wyjściowa osiąga ekstremum i ile ono wynosi. wybierając cel drugi, uzyskuje się informację, czy wielkości wejściowe mają wpływ na wielkość wyjściową w środowisku zakłóceń losowych. jeżeli obiekt badań jest bardzo złożony, wykonuje się serie badań eliminacyjnych, mających na celu wykluczenie tych wielkości wejściowych, które mają nieznaczący wpływ na zmianę wielkości wyjściowej. ostatnią możliwą opcją jest wybór celu opisującego wyznaczenie funkcji ob. wówczas otrzymuje się pełną informację na temat obiektu badań. na podstawie przeprowadzonego doświadczenia, uzyskuje się poszczególne wartości współczynników funkcji, która opisuje reakcję badanego obiektu na zmiany zachodzące w przyjętych zakresach. etap iii – metoda badań doświadczalnych kolejny etap planowania eksperymentu polega na wyborze odpowiedniego planu działania, a także określeniu sposobu jego wykonania, w ilu seriach pomiarowych, z użyciem jakich środków pomiarowych. klasyfikacja planów doświadczeń została przedstawiona na rysunku 2. plan doświadczeń dobiera się odpowiednio do celu badania. jeśli celem badań jest wyznaczenie stanu granicznego symptomów lub granic dla klasyfikacji zdatności i niezdatności badanych obiektów, plan należy dobrać z grupy planów statycznych optymalizacyjnych. chcąc zweryfikować istotność wpływu wybranych wielkości wejściowych na wielkości wyjściowe na tle zakłóceń losowych, należy wybrać plan z grupy statycznych randomizowanych. stawiając za zadanie wyznaczenie funkcji (modelu) obiektu badań, gdzie celem jest ustalenie związków pomiędzy wszystkimi wielkościami wejściowymi a wielkością wyjściową, należy posłużyć się planem z grupy zdeterminowanych. na rysunku 3 przedstawiono przykładowy plan badań. etap iv – realizacja badań doświadczalnych po dokonaniu wyboru planu realizacji eksperymentu należy przystąpić do pomiarów oraz badań. pomiary wartości badanych wielkości charakterystycznych realizuje się według przyjętego sposobu z określoną liczbą powtórzeń. na tym etapie należy zwrócić szczególną uwagę na uniknięcie wystąpienia błędów systematycznych. kolejność realizacji pomiarów nie musi być zgodna z kolejnością układów w planie doświadczenia, lecz może być losowa. można wykorzystać np. tablice liczb losowych w celu uzyskania losowej kolejności realizacji pomiarów. rys. 1. uniwersalny model obiektu badań [2] fig. 1. universal model of the object of research [2] rys. 2. klasyfikacja planów doświadczeń [2] fig. 2. experience rating plans [2] rys. 3. przykładowy plan tradycyjny fig. 3. traditional plan sample 44 przegląd spawalnictwa 2/2012 etap v – analiza wyników pomiaru model obiektu badań przedstawia się w postaci zależności matematycznej nazywanej funkcją modelu, opisującej związek między wielkościami wejściowymi x, a wielkością wyjściową modelu y: (2) gdzie a = [a1, a2, …, ap] t (3) jest wektorem p parametrów. istotne jest ustalenie struktury modelu, a więc odpowiedni wybór jego funkcji. przy złym wyborze nie uzyska się dostatecznego dopasowania wyników pomiarów do wartości wyjściowych modelu dla punktów pomiarowych niewchodzących w skład planu doświadczenia. przyjęty model nie będzie wówczas adekwatny do obiektu badań i uniemożliwi przewidywanie przebiegu zjawiska lub zachowania obiektu w różnych warunkach. najczęściej stosowaną funkcją modelu jest liniowa kombinacja funkcji bazowych: (4) którą można zapisać w postaci wektorowej: (5) gdzie: f(x) = [f0(x), f1(x), …, fp(x)] jest wektorem funkcji bazowych. jeżeli liczba pomiarów n wykonywanych w czasie eksperymentu jest równa liczbie parametrów p (plan nasycony), to identyfikacja parametryczna modelu opisanego funkcją (2) polega na rozwiązaniu układu p równań. jeżeli liczba pomiarów n jest większa od liczby parametrów p (plan nienasycony), to identyfikację parametryczną przeprowadza się metodą regresji polegającą na znalezieniu takich wartości parametrów a1, a2, ..., ap, dla których funkcja modelu aproksymuje, najlepiej w sensie przyjętego kryterium, wyniki pomiarów y dla ustalonego planu doświadczenia x. najbardziej rozpowszechnioną metodą aproksymacji jest metoda najmniejszych kwadratów. w metodzie tej funkcjonałem podlegającym minimalizacji jest suma kwadratów błędów aproksymacji: (6) gdzie: y jest wektorem kolumnowym wyjść modelu obliczonym ze wzoru (2), a sumowanie wykonuje się względem pomiaru u = 1, 2, ..., n. dominującą postacią funkcji aproksymującej utworzonej na podstawie modelu liniowego względem funkcji bazy jest wielomian algebraiczny drugiego stopnia z podwójnymi iloczynami stanowiącymi tzw. interakcje, o ogólnej postaci: (7) przykładowo dla dwóch zmiennych wejściowych x1 i x2 wielomian drugiego stopnia jest następujący: (8) na podstawie zdefiniowanych funkcji bazowych i macierzy x tworzona jest macierz f o wymiarze n x nb, która pełni rolę macierzy obserwacji nowych zmiennych wejściowych. liczba tych zmiennych jest taka sama jak liczba identyfikowanych parametrów nb. tworzenie macierzy f polega na wykonaniu na określonych argumentach macierzy x operacji określonych przez poszczególne funkcje bazowe. dla wielomianu drugiego stopnia macierz f ma postać: identyfikacja parametryczna modelu dla planu nasyconego sprowadza się do rozwiązania układu równań fa = y (9) dla planu nienasyconego układ ten jest sprzeczny ze względu na błędy pomiarów wielkości wyjściowej y i/lub nieodpowiedni dobór struktury modelu. wtedy, wykorzystując warunek minimalizacji funkcjonału danego wzorem (6), rozwiązuje się tzw. równania normalne określone wzorem: ftfa = fty (10) jeżeli podczas wykonywania pomiarów przyjęto liczbę powtórzeń u-tego układu planu doświadczenia równą ru, to równania normalne zapisuje się w postaci: ftrfa = ftryy (11) gdzie: r jest macierzą diagonalną powtórzeń pomiarów o wymiarze n × n: r = diag (r1, r2, .., rn) wektor y jest natomiast wektorem wartości średnich wielkości wyjściowej dla kolejnych układów λ λ λ λ 45przegląd spawalnictwa 2/2012 planu doświadczenia: (12) (13) rozwiązanie układu równań (10) wymaga w pierwszej kolejności wyznaczenia macierzy informacyjnej fishera o postaci: m = ft rf (14) następnie oblicza się wyznacznik macierzy informacyjnej i sprawdza warunek: det (m) ≠ 0 (15) jeżeli warunek ten nie jest spełniony, tzn. że macierz m jest osobliwa i należy zmodyfikować plan doświadczenia. w przeciwnym razie oblicza się macierz odwrotną (kowariancyjną) c = m-1 i rozwiązuje układ równań normalnych ze wzoru: (16) metoda najmniejszych kwadratów rozwiązywania układu równań normalnych jest szczególnie przydatna do aproksymacji wyników pomiarów wielomianami liniowymi oraz wielomianami drugiego stopnia. dla wielomianów wyższych rzędów mogą wystąpić trudności w ocenie zgodności funkcji modelu z zachowaniem się obiektu badań w pełnym zakresie wartości wejściowych. etap vi – wnioski z badań po przeprowadzeniu analizy wyników pomiarów przystępuje się do analizy merytorycznej tj. sporządzenia opisu zaobserwowanych zjawisk. w ramach analizy merytorycznej, dokonuje się oceny poprawności realizacji badań oraz stosowanych metod analizy statystycznej. wnioski formułuje się w postaci: – wniosków poznawczych, opisujących nowe poznane zjawiska, prawa itp., – wniosków utylitarnych (praktycznych), opisujących wdrożenia nowych konstrukcji, technologii, – wniosków rozwojowych i określających zagadnienia wymagające dalszego rozpoznawania na drodze doświadczalnej. wybrane metody planowania eksperymentu planowanie dwupoziomowe metoda ta wykorzystywana jest do identyfikacji liniowych modeli obiektów. w metodzie tej każda zmienna wejściowa przyjmuje tylko dwie wartości (poziomy). łączna liczba układów planu eksperymentu w planie dwupoziomowym wynosi 2s, gdzie s jest liczbą zmiennych wejściowych. taki plan nosi nazwę dwupoziomowego całkowitego lub kompletnego i oznaczany jest symbolem 2s. dla większej liczby zmiennych wejściowych przeprowadzenie eksperymentu całkowitego jest praktycznie niemożliwe ze względu na dużą liczbę koniecznych pomiarów. w takim przypadku stosowane są plany ułamkowe (oznaczane symbolem 2s-p), zawierające pewną liczbę układów z planu eksperymentu całkowitego. istnieją zatem plany połówkowe, ćwiartkowe, ósemkowe itd. unormowane zmienne wejściowe w planie dwupoziomowym przyjmują wartości x xk – {-1, 1}. rozmieszczenie układów planu całkow tego i ułamkowego (połówkowego) dla trzech zmiennych wejściowych we współrzędnych unormowanych podano na rysunku 4. wybór układów nie może być przypadkowy, gdyż plan ułamkowy dla standaryzowanych zmiennych wejściowych powinien spełniać warunki: – symetrii układów względem środka eksperymentu, – ortogonalności, polegającej na zerowaniu wszystkich iloczynów skalarnych wektorów kolumnowych unormowanej macierzy x, – równości sum kwadratów we wszystkich kolumnach unormowanej macierzy x [5]. planowanie trójpoziomowe metoda ta umożliwia identyfikację kwadratowego modelu obiektu, α unormowane zmienne wejściowe przyjmują wartości x xk = {-1, 0, 1}. w planie trójpoziomowym całkowitym (oznaczenie 3s) występuje bardzo gwałtowny wzrost liczby układów wraz ze wzrostem liczby wejść obiektu, stąd ma bardzo małe możliwości praktyczne. identyfikacja modelu na podstawie planu trójpoziomowego jest bardziej skomplikowana niż na podstawie planu dwupoziomowego. z tego powodu nie zostały opracowane plany eksperymentów trójpoziomowych ułamkowych [3]. rys. 4. rozmieszczenie we współrzędnych unormowanych układów planu dwupoziomowego: a) całkowitego, b) ułamkowego [4] fig. 4. coordinates the deployment of standardized systems two-tier plan total, b) fractional [4] λ λ λ λ 46 przegląd spawalnictwa 2/2012 planowanie wielopoziomowe planowanie wielopoziomowe zapewnia identyfikację modeli liniowo-kwadratowych. przypadek planowania wielopoziomowego – planowanie pięciopoziomowe – stanowi rozszerzenie planowania dwupoziomowego i jest najczęściej wykorzystywane w praktyce. wyróżnia się trzy zasadnicze typy planowania wielopoziomowego: – planowanie kompozycyjne, – planowanie ortogonalne, – planowanie rotatabilne. planowanie kompozycyjne jest rozwinięciem planowania dwupoziomowego typu 2s lub 2s-p o dwa rodzaje układów (dla zmiennych unormowanych): – gwiezdne typu (0, ..., 0, ± α, 0, ..., 0), w których zmieniane są kolejno wartości zmiennych wejściowych między poziomami ±α dla pozostałych zmiennych na poziomie 0, przy czym wielkość α stanowi ramię gwiezdne planu, – centralne typu (0, 0, ..., 0) stanowiące centrum planu eksperymentu. przykłady planów kompozycyjnych dla unormowanych zmiennych wejściowych przedstawiono na rysunku 5. liczba układów planu kompozycyjnego wynosi n = 2s + 2s + 1 (2s układów planu dwupoziomowego, 2s układów gwiezdnych i jeden układ centralny). stąd podstawową zaletą tego planu jest znaczne ograniczenie liczby układów w porównaniu z planem trójpoziomowym, w szczególności dla większych wartości s. dobierając odpowiednią wartość ramienia gwiezdnego α w planie kompozycyjnym oraz zwiększając do no liczbę układów w centrum planu, można spełnić postulat ortogonalności planu doświadczenia. uzyskujemy w ten sposób znaczne uproszczenie obliczeń przy wyznaczaniu parametrów modelu identyfikowanego obiektu oraz ocenie statystycznej otrzymanych współczynników. plan spełniający postulat ortogonalności nazywany jest planem ortogonalnym. wartość ramienia gwiezdnego planu ortogonalnego dla określonych wartości s i no wyznacza się ze wzoru: (17) gdzie nd = 2 s dla panu całkowitego lub nd = 2 s-p dla planu ułamkowego. planowanie rotatabilne ma na celu spełnienie postulatu niezależności planu od obrotu układu współrzędnych w przestrzeni wielkości wejściowych. zastosowanie planu rotatabilnego umożliwia identyfikację modelu o wariancjach zależnych tylko od odległości od punktu centralnego eksperymentu. warunek rotatabilności planu jest spełniony, jeżeli wartość ramienia gwiezdnego wynosi α = 4 2s dla panu całkowitego lub α = 4 2s-p dla planu ułamkowego. w tablicy i podano zestawienie wartości ramienia gwiezdnego, zalecaną liczbę układów w centrum planu no oraz łączną liczbę układów n planu rotatabilnego dla liczby zmiennych wejściowych od 2 do 6 [3]. planowanie sympleksowe w omawianych dotąd metodach planowania wartość wyjściową obiektu opisanego s-zmiennymi wejściowymi traktowano jako funkcję s zmiennych niezależnych aproksymowaną za pomocą wielomianu algebraicznego stopnia r. w metodzie planowania sympleksowego natomiast zmienne wejściowe związane są zależnością sumacyjną, która zmniejsza liczbę zmiennych niezależnych do s – 1. do opisu obiektu, na który nałożone są ograniczenia, stosuje się wielomian zredukowany stopnia r – 1, który uzyskuje się drogą odpowiednich przekształceń wielomianu algebraicznego stopnia r. często zachodzi potrzeba ograniczenia dużej liczby współczynników wielomianów zredukowanych. usuwając część z nich, uzyskuje się uproszczone wielomiany zredukowane [3]. sympleksowy plan eksperymentu może zawierać wyłącznie układy stanowiące punkty leżące na sympleksie s-wymiarowym. do wyznaczenia k współczynników wielomianu zredukowanego stopnia r dla s zmiennych stosowane są plany siatkowe całkowite typu {s, r}. plan siatkowy całkowity {s, r} jest zbiorem układów określonych wzorami: (18) oraz (19) przykładowe plany typu {3. r} przedstawiono na rysunku 6. rys. 5. plany wielopoziomowe (kompozycyjne) we współrzędnych unormowanych dla różnej liczby zmiennych wejściowych: a) dwóch, b) trzech [4] fig. 5. plans for a multi-level (compositional) in normalized coordinates for differenthe number of input variables: a) two, b) three [4] tablica i. zestawienie optymalnych wartości i parametrów dla planu rotatabilnego table i. summary of optimal values and parameters for the plan s 2 3 4 5 6 a 1,414 1,682 2,000 2,378 2,828 n0 5 6 7 10 15 n 13 20 31 52 91 √ √ – – 47przegląd spawalnictwa 2/2012 przykład planu eksperymentu badań magnetyczno-proszkowych złączy spawanych na podstawie własnych badań i wstępnych wyników opracowano następującą koncepcję stworzenia planu eksperymentu badawczego. przed przystąpieniem do wykonania badań magnetyczno-proszkowych sporządzono diagram blokowy procesu. ma on na celu przedstawienie relacji pomiędzy wykonywanymi czynnościami i zmiennymi, od których mogą zależeć otrzymane wyniki. diagram ten pozwoli na jednoznaczne określenie, który z czynników ma znaczący wpływ na zmienność wartości otrzymywanych wyników. plany, o których mowa, zakładają badanie efektów wzajemnych oddziaływań poszczególnych czynników procesu, występujących na różnych poziomach wartości. eksperyment jest realizowany przez wykonywanie kolejnych doświadczeń, których przebieg określa testowana kombinacja czynników, pełniących rolę zmiennych niezależnych. im większa liczba czynników poddanych badaniu i im więcej poziomów, które przyporządkowuje się poszczególnym czynnikom, tym więcej kombinacji należy sprawdzić. celem eksperymentu było określenie wpływu zmian wartości poszczególnych parametrów badania na czułość wybranej metody badawczej oraz ocenę ujawnionych wskazań. badaniu poddano płytę próbną wykonaną ze stali s355. w płycie tej nawiercono płaskodenne, nieprzelotowe otwory, usytuowane na różnych głębokościach od badanej powierzchni, będących wartościami granicznymi dla poszczególnych poziomów akceptacji, zmieniających się o określoną wartość. otwory te pełnią funkcję zasymulowanych nieciągłości, które pozwolą na określenie czułości metody badania przy określonych parametrach. diagram blokowy procesu badań magnetycznoproszkowych przedstawiono na rysunku 7. po analizie procesu poszczególnym zmiennym niezależnym przyporządkowano wartości reprezentujące górną oraz dolną granicę zakresu badawczego. czynniki procesu oraz przypisane im poziomy wartości przedstawiono w tablicy ii. po wykonaniu badań według założonego planu i ocenie otrzymanych wyników (w podanych zakresach) należy dokonać analizy wniosków. spostrzeżenia i zależności najlepiej umieścić w tablicy przedstawionej poniżej, w celu określenia, który czynnik ma największy wpływ na zmienność wyników oraz na ocenę czułości wybranej metody badawczej (tabl. iii). tak opracowany plan eksperymentu pozwala na określenie czynników, które powodują wystąpienie krytycznych cech eksperymentu, a co za tym idzie – zmianę badanych parametrów w taki sposób, aby otrzymane wyniki były wiarygodne i dostosowane do wybranej metody badawczej. opisany przykład obrazuje funkcjonowanie planu eksperymentu, a przede wszystkim zależności, jakie występują pomiędzy wszystkimi uwzględnionymi zmiennymi. przeprowadzone badania będą kontynuowane. rys. 7. diagram blokowy procesu fig. 7. block diagram of the process rodzaj materiału, wymiary demagnetyzacja wstępna rodzaj użytych odczynników przygotowanie powierzchni do badań dobór mierników, kalibracja przeprowadzenie pomiarów parametrów badania dobór defektoskopu, sposób magnesowania, czas wprowadzania pola, wartość natężenia pola magnetycznego magnesowanie powierzchni natężenie prądu, rodzaj prądu nanoszenie proszku/ zawiesiny ilość nanoszonego proszku wielkość wskazań, odległość nieciągłości od badanej powierzchni oględziny kwalifikacja obiektu zdolność widzenia operatora badania, interpretacja ocena dokumentacja wyników demagnetyzacja końcowa, czyszczenie rys. 6. całkowity plan sympleksowy dla trzech zmiennych stopnia: a) pierwszego, b) drugiego, c) trzeciego [4] fig. 6. the overall sympleks plan for the three variables degree: a) first, b) second, c) third [4] tablica ii. poziomy wartości przypisane wybranym czynnikom procesu table ii. levels of the factors attributed to the selected process zmienne niezależne poziom dolny poziom górny wymiary badanego elementu, mm 100 300 czas wprowadzania pola magnetycznego, min 0,5 2 wartość natężenia pola magnetycznego, ka/m 2 6 odległość nieciągłości od powierzchni badanej, mm 0,5 3 48 przegląd spawalnictwa 2/2012 podsumowanie formułowanie decyzji o stanie technicznym badanych obiektów odbywa się na podstawie badań diagnostycznych, których procedury wypracowuje się podczas eksperymentów. na podstawie niniejszego opracowania można zauważyć, jak ważny jest plan etapów określonych podczas badań które zwiększa prawdopodobieństwo osiągnięcia zamierzonych celów. literatura [1] braszczyński j.: podstawy badań eksperymentalnych. pwn, warszawa 1992. [2] mańczak k.: technika planowania eksperymentu. wnt, warszawa 1976. [3] korzyński m.: metodyka eksperymentu. wnt, warszawa 2006. [4] braszczyński j.: teoria eksperymentu technologicznego. część 1: projektowanie, wykonanie i opis eksperymentu. wydawnictwa politechniki częstochowskiej, częstochowa 1989. [5] polański z.: planowanie doświadczeń w technice. pwn, warszawa 1984. tablica iii. wyniki eksperymentu prezentującego założenia statystyki placketta – burmana table iii. results of experiment of plackett – burman statistical assumptions proces nr czynniki poddane badaniu, k efekty (odpowiedzi procesu) grubość elementu mm czas wprowadzania pola magnetycznego, s wartość natężenia pola magn., ka/m odległość nieciągłości od badanej powierzchni, mm główne pomocnicze długość wskazania, mm głębokość zalegania nieciągłości, mm wyrazistość wskazania 1 8 30 2,65 0,5 -2,5 65 3,44 + 2 8 30 3,83 0,5 -2,5 56,5 2,99 + 3 7 30 2,85 0,5 -2,5 66,2 3,51 + 4 6 30 2,44 0,5 -2,5 75,2 3,98 + 5 5 30 2,30 0,5 -2,5 73 3,86 + 6 4 30 2,54 0,5 -2,5 61 3,23 + 7 3 30 6,09 0,5 -2,5 65 3,44 + w dniu 10 grudnia 2011 r. podczas posiedzenia zarządu głównego simp odbyło się uroczyste spotkanie kierownictwa stowarzyszenia z laureatami iv edycji konkursu na „najlepsze osiągniecie techniczne 2010 roku”. tegoroczna edycja konkursu rozszerzona została o prace nadesłane z instytutów naukowo-badawczych. spośród prac zgłoszonych do konkursu, komisja konkursowa postanowiła przyznać:. – pierwsze miejsce przyznano przemysłowego instytutu maszyn rolniczych z poznania za wdrożenie pt.: „kombajn do zbioru i czyszczenia warzyw z wymiennymi adapterami roboczymi” oraz hucie stalowa wola za 2 prace pt.: „spycharka gąsienicowa td-14m” i „koparko-ładowarka 9.50m”. – drugie miejsce przyznano instytutowi spawalnictwa w gliwicach za opracowanie pt.: „innowacyjna technologia zgrzewania tarciowego obwodowego pokrywy z tuleją cylindra siłownika neumatycznego, stosowanego w systemach bezpieczeństwa” oraz centrum techniki okrętowej w gdańsku za wdrożenie pt. „projekt, budowa i uruchomienie wielkogabarytowego stanowiska do badania dymoszczelności drzwi i żaluzji”, – trzecie miejsce przyznano instytutowi technicznemu wojsk lotniczych w warszawie za wdrożenie „systewydarzenia mu diagnostyki tribologicznej statków powietrznych lotnictwa sił zbrojnych rp zgodny ze standardami nato i programem joint oil analysis program (joap)”, toruńskim zakładom urządzeń okrętowych towimor za osiągniecie pt. „zespół urządzeń cumowniczo-kotwicznych z napędem hydraulicznym typu c16h+pk81”, wdrożone w stoczni hyundai – korea oraz zakładom urządzeń technicznych unimasz w olsztynie za wdrożenie pt. „reaktory fermentacyjne: jedno selekcyjny a i wielo selekcyjny b” dla centrum badania energii odnawialnej uniwersytetu warmińsko-mazurskiego. ponadto wyróżniono dyplomami uznania następujące firmy: kopex – famago ze zgorzelca za wdrożenie „obrotnika łańcuchowego – zmodernizowanego”, fabrykę armatur jafar z jasła za aktywny udział w kolejnych edycjach konkursu i wdrożenie do produkcji nowych przepustnic, a także plasticon poland z torunia za wcześniejsze, ważne dla gospodarki narodowej, nagrodzone w poprzednich edycjach konkursu prace oraz za wdrożenie do produkcji „systemu planowania, organizacji oraz kontroli realizacji zleceń produkcyjnych w obszarze spoolsów tws”. dyplomy i wyróżnienia wręczyli prezes simp andrzej ciszewski i przewodniczący komisji konkursowej janusz gradowski. zakończenie iv edycji konkursu na „najlepsze osiągniecie techniczne 2010 roku” 201203_pspaw.pdf 41przegląd spawalnictwa 3/2012 andrzej skorupa tomasz góral wpływ technologicznych parametrów napawania na geometrię napoin z brązu układanych na podłożu stalowym metodą mig influence of technological parameters of mig  surfacing on bronze padding weld geometry  on the steel substrate  prof. dr hab. inż. andrzej skorupa, dr inż. tomasz góral – akademia górniczo-hutnicza, kraków. streszczenie w artykule przedstawiono wyniki badań wpływu technologicznych parametrów napawania metodą mig na geometrię napoin z brązu cynowego cusn6 układanych na podłożu ze stali 45 o podwyższonej zawartości węgla. badania przeprowadzono w dwóch etapach: w pierwszym wyznaczono zakresy parametrów napawania umożliwiające uzyskanie napoin o odpowiedniej jakości, a w drugim − stosując metodę planowania eksperymentu – określono wpływ wybranych parametrów na geometrię i głębokość wtopienia napoiny. na podstawie badań określono zakresy technologicznych parametrów napawania umożliwiających wykonanie napoin spełniających kryteria jakościowe. wyznaczone funkcje aproksymujące pozwalają prognozować wymiary napoin w zależności od nastawionych parametrów. abstract the paper presents the influence of technological parameters of mig surfacing on the cusn6 bronze geometry of padding welds arranged on a substrate made of 45 steel with elevated coal ratio. the study was conducted in two phases: welding parameter ranges were determined to obtain the sufficient quality padding welds and using the method of experiment planning – the influence of some parameters on the geometry and depth of fusion penetration of the padding weld. based on the survey specified ranges of technological parameters of surfacing that meet quality criteria. designated approximating functions make possible to predict the dimensions of welds according to preset parameters. wstęp napawanie brązem znajduje szerokie zastosowanie np. przy regeneracji powierzchni ślizgowych łożysk i suwaków różnych elementów maszyn, i urządzeń oraz powierzchni uszczelniających w przemysłowej armaturze wodnej lub parowej. do badań wybrano dwa materiały przeznaczone do napawania o odmiennych właściwościach: brąz cynowy cusn6 jako materiał dodatkowy i stal 45 jako materiał podstawowy. typowymi zastosowaniami przedstawionego w pracy brązu cusn6 są elementy łożysk ślizgowych i powierzchnie odporne na korozję. stal 45 jest powszechnie wykorzystywana w produkcji części maszyn. w celu obniżenia kosztów napawania, a zwłaszcza kosztów materiałowych, konieczne jest ograniczenie do niezbędnego minimum zużycia napawanego brązu [1]. podstawowym kryterium decydującym o możliwości zastosowania napawania brązem jest uzyskanie napoin o odpowiedniej jakości. prawidłowo napawana 42 przegląd spawalnictwa 3/2012 warstwa z brązu powinna odpowiadać następującym kryteriom: – lico napoiny powinno być gładkie o metalicznie rudawo-złotym zabarwieniu, bez widocznej szarej warstwy tlenków, – napoina ciągła, bez porów, pęknięć i nadmiernie poszarpanych brzegów, – niewielka głębokość wtopienia ułożonego ściegu musi być, aby uniknąć nadmiernego wymieszania brązu z podłożem. wymienione warunki prawidłowego napawania można spełnić, stosując metodę mig. proces napawania należy prowadzić z zastosowaniem niewielkiego podgrzania wstępnego w zakresie 60÷100°c, żeby odparować wilgoć, w celu ograniczenia porowatości napoin. zmniejszenie głębokości wtopienia (a tym samym wymieszania brązu z metalem podłoża) i jego utwardzenia wymaga, aby napięcie napawania un i prąd napawania in były małe przy jednoczesnym utrzymaniu stabilnego łuku. na urządzenia spawalniczym nastawia się wymagane napięcie łuku, natomiast prąd napawania zadaje się przez ustawienie odpowiednio małej prędkości podawania drutu elektrodowego. prędkość napawania vn ustala się tak, aby zapewnić stabilność prowadzenia procesu napawania i niewielką głębokość wtopienia [1]. ocena wpływu parametrów napawania na geometrię ściegu w badaniach wykorzystano metodę mig, stosując brązowy drut elektrodowy cusn6, o składzie chemicznym (%): 6 sn, 0,2 p, reszta cu (wg danych producenta drutu na podstawie din 1733) i właściwościach mechanicznych zestawionych w tablicy i. średnica drutu wynosiła 1,2 mm. jako materiał podłoża zastosowano stal 45 w postaci próbek o wymiarach 420x120x23 mm. badania nad doborem technologicznych parametrów napawania przeprowadzono na zmechanizowanym stanowisku badawczym, w celu zapewnienia powtarzalności wartości nastaw parametrów (rys. 1). w skład stanowiska wchodziły: półautomat spawalniczy optymag-501, uchwyt spawalniczy z dodatkową dyszą osłonową do wytworzenia poszerzonej strefy ochronnej gazu osłonowego, torowisko, po którym poruszał się wózek z zamocowaną na nim próbką do napawania, oraz komputerowy przyrząd do tablica i. właściwości mechaniczne stopiwa uzyskanego z drutu elektrodowego cusn6 wg danych producenta na podstawie din 1733 table i. mechanical properties of weld metal as cusn6 wire acc. to producer data on base on din 1733 nazwa wielkości oznaczenie jednostka wartość umowna granica plastyczności rp0.2 n/mm 2 140 doraźna granica wytrzymałości rm n/mm 2 300 wydłużenie względne a5 % 20 twardość brinella hb 10/1000 dan/mm2 80 monitorowania procesu spawania. wózek z zamocowaną blachą poruszał się z zadaną prędkością napawania. bezstopniowy regulator napięcia umożliwiał osiągnięcie płynnej zmiany prędkości napawania. komputerowy przyrząd do monitorowania procesu spawania umożliwiał ciągły pomiar i rejestrację takich parametrów napawania jak: natężenie prądu napawania in, napięcie łuku un, oraz prędkość napawania vn. w badaniach przeprowadzono również pomiar temperatury przy użyciu termopary umieszczonej w otworze wywierconym w próbce, na której układane były napoiny. parametry zarejestrowane podczas wykonywania ściegów umożliwiły późniejszą analizę przebiegu procesu napawania i ich konfrontację z uzyskanymi napoinami. w celu ograniczenia liczby prób, badania wykonano w dwóch etapach: w pierwszym, wstępnym etapie, przeprowadzono serię prób, których celem było określenie korzystnych zakresów technologicznych parametrów napawania przy układaniu pojedynczego ściegu. badania prowadzono przy stałych parametrach: odległość rurki prądowej od napawanego elementu h = 15 mm, indukcyjność spawalniczego źródła prądu 5 wg danych producenta, natężenie przepływu gazu osłonowego q = 16 dm3/min. gazem osłonowym był czysty argon. pozostałe parametry, takie jak: prędkość podawania drutu elektrodowego vel, napięcie łuku un, prędkość napawania vn, traktowano jako zmienne, które podczas badań należy określić. prędkość podawania drutu elektrodowego mieściła się w zakresie 2,2÷7,4 m/min, zaś napięcie łuku w granicach 15÷25 v. napoiny układano przy prędkościach napawania 3÷12 mm/s. celem uzyskania napoin o jak najlepszej jakości utrzymywano temperaturę początkową podłoża w zakresie 60÷100°c. ocenę jakości napawanych ściegów wykonanych w pierwszym etapie badań przeprowadzono w oparciu o oględziny zewnętrzne, przyjmując kryteria podane poprzednio. na tej podstawie określono parametry napawania mające praktyczne zastosowanie. prędkość podawania drutu elektrodowego ustalono w zakresie 3,6÷7,4 m/min, napięcie łuku w granicach 21÷25 v, a prędkość napawania przyjęto w przedziale 3÷9 mm/s. rys. 1. stanowisko badawcze fig. 1. the test stand 43przegląd spawalnictwa 3/2012 te wartości stanowiły bazę wyjściową do dalszych badań w ramach drugiego etapu. w drugim etapie badań zależności pomiędzy wymiarami geometrycznymi: szerokością b, wysokością napoiny h oraz głębokością wtopienia g, a parametrami napawania, ze względu na dużą liczbę niezależnych wielkości wejściowych i koszty wykonywania doświadczenia, wyznaczono metodą planowania eksperymentu. parametrami wejściowymi do planu eksperymentu były: – prędkość podawania drutu elektrodowego vel, mm, – napięcie łuku un, v, – prędkość napawania vn, mm/s. wartości parametrów stałych, tzn odległość rurki prądowej od napawanego elementu, indukcyjność spawalniczego źródła oraz wydatek gazu osłonowego przyjęto tak jak we wstępnym etapie badań. parametrami wyjściowymi dla planu eksperymentu, które należało wyznaczyć podczas badań, były: – szerokość napoiny b, mm, – wysokość napoiny h, mm, – głębokość wtopienia g, mm. podczas planowania eksperymentu i analizy danych posługiwano się programem cadex-esdet 2.0, z którego wybrano plan boxa-benkena [2]. widok ogólny przykładowych napoin i przekroju przeciętej blachy przedstawiono na rysunku 2. wyniki badań podczas badań nieniszczących dokonano oględzin zewnętrznych, pomiaru szerokości b i wysokości h napoin, zaś głębokość wtopienia g określono po poprzecznym przecięciu i wyszlifowaniu powierzchni czołowych próbek. szerokość i wysokość ściegu zmierzono suwmiarką z głębokościomierzem o dokładności odczytu 0,05 mm. głębokość wtopienia zmierzono mikroskopem warsztatowym mwd o wartości działki elementarnej 0,01 mm (rys. 3). wyniki w postaci średniej rys. 2. przykładowe ściegi i przekrój próbki po drugim etapie badań fig. 2. sample of beads and the cross-section after second stage of tests z pięciu pomiarów na długości ściegu zaprezentowano w tablicy ii. otrzymane wyniki badań poddano analizie matematycznej za pomocą programu komputerowego cadex-esdet 2.0, wyznaczając następujące funkcje: – b = f1(vel, un, vn), – h = f2(vel, un, vn), – g = f3(vel, un, vn). po wprowadzeniu wyników pomiarów wielkości wyjściowych (tabl. ii) do programu komputerowego, przeprowadzono aproksymację funkcji i obiektu badań za pomocą wielomianów algebraicznych ze składnikami liniowymi, kwadratowymi oraz interakcją o postaci ogólnej: z = b0 + b1x1 +...+ bixi + b11x1 2 +...+ biixi 2 + b12x1x2 + bi-1xi-1xi gdzie bi – współczynniki funkcji aproksymującej. rys. 3. wymiary określające geometrię napoiny fig. 3. the dimensions of padding weld geometry tablica ii. wyniki pomiarów wymiarów geometrycznych i głębokości wtopienia pojedynczego ściegu dla poszczególnych układów planu eksperymentu table ii. the results of geometry dimensions and depth of fusion penetration measurement for single bead in separate system of experiment plan układ planu technologiczne parametry napawania wymiary geometryczne i głębokość wtopienia pojedynczych ściegów vel m/min un v vn mm/s b mm h mm g mm 1 7,4 25 6 11,90 2,72 3,16 2 3,6 25 6 8,13 1,73 0,66 3 7,4 21 6 11,45 2,20 2,09 4 3,6 21 6 7,49 2,08 0,31 5 7,4 23 9 8,32 2,41 1,89 6 3,6 23 9 6,63 1,72 0,13 7 7,4 23 3 17,63 3,18 1,42 8 3,6 23 3 11,00 2,80 0,44 9 5,5 25 9 9,94 1,38 1,57 10 5,5 21 9 8,95 1,55 0,92 11 5,5 25 3 17,27 2,40 0,71 12 5,5 21 3 13,75 2,92 0,53 13 5,5 23 6 11,19 1,76 1,52 14 5,5 23 6 10,55 2,09 1,97 15 5,5 23 6 10,95 1,74 1,48 44 przegląd spawalnictwa 3/2012 funkcje uproszczone utworzono przez wyeliminowanie współczynników nieistotnych za pomocą testu studenta na poziomie istotności α = 0,05. postać równań matematycznych opisujących wielkości wyjściowe w funkcji technologicznych parametrów procesu napawania przedstawiono poniżej: – szerokość napoiny b: b = 10,8966667 + 2,00625(0,53vel – 2,89) + 0,7(0,5un – 11,5) – 3,22625 (0,33vn – 2) – 1,36833333 (0,53vel – 2,89) 2 – 0,0475 (0,53vel – 2,89)(0,5un – 11,5) – 1,235 (0,53vel – 2,89)(0,33vn – 2) + 0,214166667(0,5un – 11,5) 2 – 0,6325 (0,5un – 1,5) (0,33vn – 2) + 1,36666667 (0,33vn – 2) 2 – szerokość napoiny b – funkcja uproszczona (dla poziomu istotności α = 0,05): b = 11,0284615 + 2,00625 (0,53vel – 2,89) + 0,7(0,5un – 11,5) – 3,22625 (0,33vn – 2) – 1,38480769 (0,53vel – 2,89) 2 – 1,235 (0,53vel – 2,89) (0,33vn – 2) + 1,35019231 (0,33vn – 2) 2 – wysokość napoiny h: h = 1,86333333 + 0,2725 (0,53vel – 2,89) – 0,065 (0,5un – 11,5) – 0,53 (0,33vn – 2) + 0,392083333 (0,53vel – 2,89) 2 + 0,2175 (0,53vel – 2,89) (0,5un– 11,5) + 0,0775(0,53vel – 2,89) (0,33vn – 2) – 0,0729166667 (0,5un –11,5) 2 + 0,0875(0,5un – 11,5) (0,33vn – 2) + 0,272083333 (0,33vn – 2) 2 – wysokość napoiny h – funkcja uproszczona (dla poziomu istotności α = 0,05): h = 2,17866667 – 0,53 (0,33vn – 2) – głębokość wtopienia g: g = 1,65666667 + 0,8775 (0,53vel – 2,89) + 0,28125 (0,5un – 11,5) + 0,17625 (0,33vn – 2) – 0,0320833333 (0,53vel – 2,89) 2 + 0,18 (0,53vel – 2,89) (0,5un – 11,5) + 0,195 (0,53vel – 2,89)(0,33vn – 2) – 0,0695833333 (0,5un – 11,5) 2 + 0,1175 (0,5un – 11,5)(0,33vn – 2) – 0,654583333 (0,33vn – 2) 2 – głębokość wtopienia g – funkcja uproszczona (dla poziomu istotności α = 0,05): g = 1,59857143 + 0,8775 (0,53vel – 2,89) – 0,647321429 (0,33vn – 2) 2 równania te z dużym przybliżeniem pozwalają na obliczenie wielkości wyjściowych w zależności od czynników wejściowych w całym badanym zakresie technologicznych parametrów napawania. próby dalszych uproszczeń równań dla poziomu istotności α = 0,1 powodowały powstawanie nadmiernych różnic pomiędzy wartościami wyliczonymi ze wzorów a wymiarami rzeczywistymi napoin. wykresy wyżej wyznaczonych funkcji pokazano na kolejnych rysunkach 4÷9. analizując otrzymane zależności funkcyjne i wykresy, można wywnioskować, że: – dla funkcji uwzględniającej wszystkie współczynniki szerokość napoiny b mieści się w zakresie 6,9÷18,9 mm. jej szerokość rośnie znacząco ze wzrostem prędkości podawania drutu elektrodowego vel (rys. 4). jedynie dla prędkości podawania drutu elektrodowego powyżej 6 m/min i prędkości napawania 9 mm/s można zaobserwować nieznaczne zmniejszenie szerokości napoiny. może to być spowodowane tym, że w czasie napawania przy dużych prędkościach napawania i podawania drutu elektrodowego napoina nie zdąży się rozpłynąć, ulegając wcześniej zastygnięciu. zmniejszenie rys. 4. wpływ napięcia un i prędkości podawania drutu elektrodowego vel na szerokość napoin b fig. 4. the influence of voltage un and wire feed rate vel on padding weld width b rys. 5. wpływ napięcia un i prędkości podawania drutu elektrodowego vel na szerokość napoin b dla funkcji uproszczonej fig. 5. the influence of voltage un and wire feed rate vel on padding weld width b for simplified function rys. 6. wpływ napięcia un i prędkości podawania drutu elektrodowego vel na wysokość napoin h fig. 6. the influence of voltage un and wire feed rate vel on padding weld high h 45przegląd spawalnictwa 3/2012 rys. 7. wpływ napięcia un i prędkości podawania drutu elektrodowego vel na wysokość napoin h dla funkcji uproszczonej fig. 7. the influence of voltage un and wire feed rate vel on padding weld high h for simplified function rys. 8. wpływ napięcia un i prędkości podawania drutu elektrodowego vel na głębokość wtopienia g fig. 8. the influence of voltage un and wire feed rate vel on the depth of fusion penetration of padding weld g for simplified function rys. 9. wpływ napięcia un i prędkości podawania drutu elektrodowego vel na głębokość wtopienia g dla funkcji uproszczonej fig. 9. the influence of voltage un and wire feed rate vel on the depth of fusion penetration of padding weld g for simplified function prędkości napawania vn przy niezmienionych pozostałych parametrach napawania znacznie zwiększa szerokość napoiny. zwiększenie napięcia daje szerszą napoinę przy mniejszych prędkościach napawania (3 i 6 mm/s), zaś przy prędkości 9 mm/s jest to zmiana minimalna. dla funkcji uproszczonej dla poziomu istotności α = 0,05 przebieg zmian szerokości jest podobny jak w powyższym opisie (rys. 5). jedynie można zauważyć silniejszy wpływ napięcia na szerokość napoiny dla wyższych prędkości napawania. – wysokość napoin h wynosi od 1,4 do 3,3 mm dla funkcji ze wszystkimi współczynnikami (rys. 6). zwiększenie prędkości podawania drutu elektrodowego powoduje w lewej części wykresu zmniejszenie wysokości napoiny, by w jego dalszej części wywołać jej wzrost. napięcie ma wpływ na wysokość napoiny podobny jak prędkość podawania drutu elektrodowego. dla funkcji uwzględniającej wszystkie współczynniki większy wpływ na wysokość napoiny h ma tylko prędkość napawania vn, a dla funkcji uproszczonej jest jedynym parametrem wpływającym na nią (rys. 7). – głębokość wtopienia g wynosi do 2,9 mm (rys. 8). wzrost prędkości podawania drutu elektrodowego vel znacząco wpływa na zwiększenie głębokości wtopienia g, zarówno dla funkcji ze wszystkimi współczynnikami, jak i dla funkcji uproszczonej (rys. 9). zmiany napięcia un w niewielkim stopniu mają wpływ na głębokość wtopienia g dla obu funkcji, szczególnie przy małych prędkościach vel. największe wtopienie można osiągnąć dla prędkości 6 mm/s niezależnie od wartości napięcia. prędkości napawania 3 i 9 mm/s stosunkowo niewiele różnią się wpływem na głębokość wtopienia, zwłaszcza dla mniejszych prędkości podawania drutu elektrodowego. dla funkcji uproszczonej obie prędkości napawania (3 i 9 mm/s) mają takie same oddziaływanie na głębokość wtopienia. w przypadku większej prędkości napawania krótszy jest czas oddziaływania łuku na materiał podłoża i tym samym mniejszy jest przetop. dla niższej prędkości napawania mniejszą głębokość wtopienia autorzy pracy tłumaczą odmiennym mechanizmem formowania ściegu napoiny w stosunku do napoin wykonywanych przy wyższych prędkościach napawania [3]. w napoinie o dużej objętości (mniejsza prędkość napawania) jeziorko ciekłego metalu krzepnie z bardzo małą prędkością, powodując podpływanie ciekłego metalu pod łuk elektryczny. jeziorko ciekłego metalu dużej objętości tłumi siłę dynamiczną łuku elektrycznego oraz oddziaływanie łuku na napawane podłoże, dzięki czemu możliwe jest zmniejszenie udziału podłoża i głębokości wtopienia. dalszą część eksperymentu odnoszącą się nie do pojedynczych ściegów, ale do warstwy napoiny przeprowadzono z zastosowaniem parametrów napawania, które zapewniają wysoką wydajność napawania przy małym udziale materiału podłoża w napoinie wynoszącym ok. 5%. parametry takie wybrano ze względu na efektywność wykorzystania brązu i jak najmniejszą jego zawartość w materiale podłoża. wytypowane parametry napawania na podstawie wyników z poprzedniego etapu badań zaprezentowano w tablicy iii. podziałkę napawania, czyli wartości zakładki ściegu nałożonego na ścieg wcześniejszy, przyjęto w zakresie 0,25÷0,6 (rys. 10b), czyli w nieco szerszym przedziale niż zaleca to [4]. na 46 przegląd spawalnictwa 3/2012 rysunku 10a pokazano przekrój próbki ze ściegami wykonanymi przy różnych podziałkach w tym zakresie. w dziesięciu przekrojach porzecznych próbek dokonano z dokładnością do 0,01 mm pomiarów głębokości wrębów pomiędzy ściegami w stosunku do powierzchni napawanej blachy h, posługując się mikroskopem warsztatowym mwd (rys. 10b). w tablicy iv podano minimalną wartość hmin zmierzoną we wszystkich przekrojach dla danej podziałki. wyniki w tablicy iv i rysunek 10 wskazują, że podziałki w zakresie 0,25÷0,35 są zbyt małe i pomiędzy ściegami powstaje dość duże wgłębienie. natomiast dla podziałki 0,6 pojawił się nadlew, który również nie jest korzystny, gdyż przy obróbce mechanicznej, podczas wyrównywania warstwy ułożonych ściegów zostanie zebrany, powodując straty brązu. uwzględniając otrzymane wyniki, kolejne próbki wykonano z podziałką 0,5 (rys. 11). najmniejsza wartość wysokości wrębu hmin wynosiła 2,17 mm. wrąb ten znajdował się obok pierwszej napoiny w warstwie (na rys. 11 pierwsza z prawej). pozostałe wartości wysokości wrębu hmin mieściły się w zakresie 2,45÷3,04 mm. największa głębokość wtopienia g wynosiła 1,15 mm również dla pierwszej napoiny w warstwie. pozostałe głębokości wtopienia należały do zakresu 0,34÷0,70 mm. po końcowej obróbce tablica iii. zestawienie technologicznych parametrów napawania zastosowanych do układania ściegów w warstwach table iii. surfacing technological parameters for bead running in the layers nazwa technologicznego parametru napawania symbol wartość prędkość podawania drutu elektrodowego vel 5,5 m/min napięcie łuku un 23 v prędkość napawania vn 3 mm/s odległość rurki prądowej od napawanego elementu h 18 mm indukcyjność spawalniczego źródła prądu l 5 rodzaj gazu osłonowego ar argon 100% przepływ gazu osłonowego q 16 dm3/min temperatura wstępnego podgrzania (międzyściegowa) to 60÷200°c rys. 10. układanie ściegów o różnej podziałce: a) próbka, b) objaśnienie symboli fig. 10. bead setting with various step: a) sample, b) symbol explanation tablica iv. minimalne wysokości wrębów między ściegami w zależności od wielkości podziałki napawania table iv. minimum high of notching between beads in the function of run wartość podziałki b 0,25 0,3 0,35 0,6 wysokość wrębu pomiędzy ściegami hmin, mm 1,09 2,21 2,58 nadlew rys. 11. próbka z napoiną jednowarstwową (podziałka napawania 0,5) fig. 11. the sample with single-layer pudding weld (surfacing run 0.5) mechanicznej grubość warstwy napawanej może sięgać wartości ok. 2 mm. największą głębokość wtopienia dla pierwszego ściegu napoiny w warstwie nakładanej na materiał podłoża można tłumaczyć bezpośrednim oddziaływaniem łuku na ten materiał. dalsze ściegi mają mniejszą głębokość wtopienia ze względu na częściowe oddziaływanie łuku na napoinę wykonaną wcześniej. głębsze przetopienie podłoża przez pierwszy ścieg jest też powodem wystąpienia mniejszej wysokości hmin dla wrębu znajdującego się w sąsiedztwie tego ściegu. wyeliminowanie tego zjawiska jest możliwe przez wykonanie pierwszego ściegu z mniejszym natężeniem i napięciem łuku [4]. w zakresie prędkości podawania drutu elektrodowego 3,6÷7,4 m/min, napięcia łuku 21÷25 v i prędkości napawania 3÷9 mm/s, można uzyskać ściegi spełniające odpowiednie kryteria jakościowe. pozostałe technologiczne parametry napawania powinny wynosić: wylot drutu elektrodowego 15 mm i przepływ gazu osłonowego (argon) 16 dm3/min. zastosowanie ww. parametrów przedstawionych w tablicy iii i podziałki napawania wynoszącej 0,5 umożliwia uzyskanie napoin o minimalnym wymieszaniu z materiałem podłoża i grubości warstwy napawanej ok. 2 mm po końcowej obróbce mechanicznej. wnioski na podstawie przeprowadzonych badań można stwierdzić zależność wymiarów geometrycznych i jakości wykonywanych napoin od technologicznych parametrów napawania. wyznaczone zakresy tych parametrów pozwalają wykonywać napoiny spełniające kryteria jakościowe, a funkcje aproksymujące umożliwiają prognozowanie wymiarów ściegu w zależności od nastawionych parametrów. stosując przygotowanie powierzchni przez obróbkę skrawaniem, oczyszczanie i odtłuszczanie oraz wstępne podgrzanie podłoża do temperatury 60÷100oc, a także prowadząc napawanie a) b) 47przegląd spawalnictwa 3/2012 literatura [1] skorupa a., krawczyk s., góral t.: badania właściwości tribologicznych napoin wielowarstwowych z brązu cusn6 nakładanych na podłoże stalowe metodą mig. przegląd spawalnictwa 8/2007. [2] polański z.: planowanie doświadczeń w technice. pwn, warszawa 1984. [3] klimpel a., czupryński a., rzeźnikiewicz a.: wpływ kierunku i kąta pochylenia palnika gma na jakość i właściwości technologiczne napoin wykonanych drutem cermetalowym. przegląd spawalnictwa 4-5/2005. [4] klimpel a.: napawanie i natryskiwanie cieplne. technologie. wnt, warszawa 2000. wydarzenia 17 listopada 2011 r. odbyło się uroczyste spotkanie kierownictwa simp z laureatami xi jubileuszowej edycji ogólnopolskiego konkursu o nagrodę i dyplom prezesa simp na najlepszą pracę dyplomową o profilu mechanicznym, obronioną w państwowej wyższej uczelni technicznej, pod patronatem honorowym pani barbary kudryckiej – minister nauki i szkolnictwa wyższego. podczas uroczystości wręczono laureatom dyplomy, książki, nagrody pieniężne ufundowane przez zarząd główny simp, puchary ufundowane przez ministerstwo nauki i szkolnictwa wyższego oraz nagrody specjalne dla najlepszej pracy konstrukcyjnej ufundowane przez urząd dozoru technicznego. nagrody wręczyli: prof. jan pilarczyk – przewodniczący komisji konkursowej, dr inż. andrzej ciszewski – prezes simp, kazimierz łasiewicki – sekretarz generalny simp i robert chudzik – wicedyrektor zespołu koordynacji inspekcji urzędu dozoru technicznego. prace nadesłane do xi edycji konkursu przez absolwentów politechnik: wrocławskiej, poznańskiej, gdańskiej, radomskiej, lubelskiej, łódzkiej, warszawskiej, śląskiej oraz akademii techniczno-humanistycznej w bielsku-białej i wojskowej akademii technicznej w warszawie, wyróżniały się wysokim poziomem merytorycznym. dlatego też komisja konkursowa poświęciła wiele czasu, by wyłonić najlepsze z nich, zasługujące na nagrody i wyróżnienia. rozstrzygnięcie xi edycji konkursu odbyło się na posiedzeniu głównej komisji konkursowej przy zg simp w dniu 15 września 2011 r. pod przewodnictwem prof. jana pilarczyka i przedstawia się następująco: prace nagrodzone i miejsce: kamil śpiewak – opracowanie technologii spawania laserowego mechanizmu siedzenia samochodowego. promotor: dr hab. inż. zbigniew mirski, prof. nadzw. pwr – politechnika wrocławska, wydział mechaniczny, wrocław. ii miejsce: jakub łukasz rojewski – wyznaczenie całkowitej sprawności motosprężarki cooper-bessemer gmvh-12 pracującej w tłoczni gazu. promotor: dr hab. inż. tomasz ignacy dobski – politechnika poznańska, wydział maszyn roboczych i transportu, poznań. ii miejsce: marta walczak – badania geometrii kanału gazodynamicznego przy spawaniu wiązką laserową metodą z głębokim wtopieniem. promotor: dr inż. wojciech kiełczyński – politechnika gdańska, wydział mechaniczny, gdańsk. iii miejsce: paweł baranowski – badania numeryczne zjawisk termomechanicznych występujących na powierzchni ciernej tarczy hamulcowej. promotor: dr inż. jerzy małachowski – wojskowa akademia techniczna w warszawie, wydział mechaniczny, warszawa. iii miejsce: marcin zalewski – projekt przenośnika wibracyjnego orientującego opaski kotew mechanicznych. promotor: dr hab. inż. stanisław krawiec, prof. nadzw. pwr – politechnika wrocławska, wydział mechaniczny, wrocław. wyróżnienie: michał sirak – ocena wpływu starzenia na destrukcję powłok lakierniczych samochodów. promotor: dr hab. inż. danuta kotnarowska – politechnika radomska, wydział mechaniczny, radom. wyróżnienie: marcin walotka – technologia obróbki kostki przyłączeniowej wymiennika ciepła i konstrukcja uchwytu mocującego. promotor: dr hab. inż. roman staniek, prof. pp – politechnika poznańska wydział budowy maszyn i zarządzania, poznań. wyróżnienie: marcin jamontt – ocena podatności cieplnej materiału ceramicznego na pękanie. promotor: dr hanna de sas stupnicka – politechnika lubelska, wydział mechaniczny, lublin. nagrody specjalne urzędu dozoru technicznego 1. paweł baranowski – badania numeryczne zjawisk termomechanicznych występujących na powierzchni ciernej tarczy hamulcowej. promotor: dr inż. jerzy małachowski, wojskowa akademia techniczna w warszawie, wydział mechaniczny. 2. marcin jamontt – ocena podatności cieplnej materiału ceramicznego na pękanie. promotor: dr hanna de sas stupnicka, politechnika lubelska, wydział mechaniczny. 3. michał sirak – ocena wpływu starzenia na destrukcję powłok lakierniczych samochodów. promotor: dr hab. inż. danuta kotnarowska, politechnika radomska, wydział mechaniczny. laureaci xi jubileuszowej edycji konkursu o nagrodę i dyplom prezesa simp na najlepszą pracę dyplomową o profilu mechanicznym – rok akademicki 2009/2010 pracę wykonano w ramach badań statutowych nr 11.11.130.886. 201209_pspaw.pdf 14 przegląd spawalnictwa 9/2012 witold milewski anna olbrycht szymon pawlik wpływ rodzaju układu rozpylającego i sposobu natryskiwania na koszty wykonania powłok natryskiwanych łukowo cost of arc sprayed coatings depending  on the type of atomizing chamber   and some of spraying parameters prof. dr inż. witold milewski, mgr inż. anna olbrycht, inż. szymon pawlik – instytut mechaniki precyzyjnej, warszawa. streszczenie w artykule przedstawiono wyniki badań wpływu odległości natryskiwania, kąta natryskiwania, napięcia łuku, ciśnienia powietrza rozpylającego, rodzaju materiału powłokowego oraz rodzaju układu rozpylającego w pistoletach łukowych na wielkość strat materiału powłokowego, a więc koszty materiałowe. badania wykonane zgodnie z normą pn-en iso 17836 wykazały, że przy nadmiernym zwiększeniu odległości natryskiwania koszty materiałowe mogą wzrosnąć nawet dwukrotnie. stwierdzono, że dzięki zastosowaniu stopu zn-al zamiast zn można koszty materiałowe zmniejszyć o ok. 10÷12%. abstract the test results of the influence of spraying distance, spraying angle, arc voltage, atomizing air pressure, metal type and atomizing chamber type in arc spraying gun on materials loss and coating costs are discussed. tests carried out according to pn-en iso 17836 showed that too big spraying distance could increase material loss even twice. replacing of zn by zn-al alloy may decrease the costs of about 10÷12%. wstęp podstawowym wymaganiem stawianym dobrej ochronie przed korozją jest spełnienie określonych zadań przy możliwie najniższych kosztach. do zadań tych zalicza się: – wystarczającą trwałość wybranego systemu ochronnego w warunkach eksploatacji, – dopasowanie systemu ochronnego do żądanego czasu użytkowania przy możliwie małych kosztach konserwacji lub renowacji, – wykonanie systemu zgodnie z wymaganiami jakościowymi przy możliwie najmniejszym zagrożeniu dla środowiska. wieloletnie doświadczenie i wyniki prac badawczych jednoznacznie potwierdzają, że najbardziej trwałą ochronę przed korozją zapewniają powłoki metalowo-malarskie. w budownictwie mostowym i drogowym przewidywanym do wieloletniej eksploatacji, jedną z najbardziej istotnych spraw jest zapewnienie długoletniej ochrony konstrukcji. dlatego w ostatnim 15-leciu obserwuje się intensywny rozwój badań mających na celu wykorzystanie niewątpliwej zalety powłoki metalowej, np. cynkowej, w postaci wysokiej odporności korozyjnej i ochraniających właściwości elektrochemicznych w połączeniu z coraz lepszymi właściwościami ochronnymi powłok malarskich, co w połączeniu pozwala na opracowanie systemu ochronnego bardziej ekonomicznego, wykorzystującego synergizm działania obu zastosowanych powłok. przy obecnym stanie techniki nakładania powłok metalowych na konstrukcje stalowe, z różnych metod 15przegląd spawalnictwa 9/2012 nakładania takich powłok można praktycznie wykorzystać tylko dwie: – metodę zanurzeniową (ogniową), przy czym można nakładać praktycznie tylko cynk, lub cynk z niewielkim dodatkiem innych pierwiastków, takich jak al, ni, bi, sn i in., – metodę natryskiwania cieplnego umożliwiającą nakładanie powłok na dowolnie duże elementy z różnych materiałów, przy czym do ochrony przed korozją wykorzystuje się przeważnie zn, al i ich stopy. powłoki zanurzeniowe (ogniowe) pochłaniają 70% cynku zużywanego na wszystkie powłoki ochronne [1]. grubość powłoki cynkowej jest podstawowym, ale nie jedynym parametrem determinującym czas ochrony antykorozyjnej, jednak powłoki zbyt grube mogą wykazywać gorszą przyczepność. powłoki cynkowe zanurzeniowe (ogniowe) zapewniają najdłuższą odporność na korozję atmosferyczną (tabl. i). ze względu na wielkość i masę konstrukcji mostowych początek wykorzystania ogniowych powłok cynkowych nastąpił dopiero w latach 70. ub.w. i tak w 1974 r. w wielkiej brytanii zastosowano cynkowanie ogniowe do ochrony przed korozją mostu w cleveland. kontrole przeprowadzone w latach 1979, 1989 i 1997 potwierdziły, że po 25 latach eksploatacji ubyło praktycznie 35 µm powłoki. z powłoki o wyjściowej grubości 150 µm w najcieńszym miejscu pozostało 115 µm. oznacza to, że przez co najmniej następne 25 lat powłoka nie będzie wymagała konserwacji. w japonii pierwsze podpory mostowe o długości 13 m ocynkowano ogniowo w 1963 r. od roku 1970 nastąpiło intensywne wykorzystanie tej metody w budownictwie mostowym. stwierdzono, że roczne ubytki powłoki zn nie przekroczyły 1,87 µm na rok, co oznacza 41-letnią trwałość powłoki o grubości 85 µm [3]. w kanadzie podczas remontu i poszerzania mostu w toronto w 1969 r. zastosowano trzy technologie: – trzywarstwową powłokę malarską z gruntem wysokocynkowym, – cynkowanie ogniowe nowych części, przy czym części oryginalne pokrywano powłoką malarską, – cynkowanie ogniowe nowych części i natryskiwanie cieplne części oryginalnych – starych. po 20 latach eksploatacji w 1989 r. najbardziej trwałe okazało się rozwiązanie trzecie, które nie wymagało żadnych uzupełnień. powłoka malarska została uzupełniona w 1981 r. tablica i. trwałość powłok cynkowych zanurzeniowych (ogniowych) w zależności od grubości i kategorii agresywności środowiska (wg pn-en iso 14713-1) [2] table i. durability of hot-dip galvanizing coating in dependence from thickness and category of corrosivity (en iso 14713-1) [2] rodzaj powłoki zgodność z normą grubość minimalna, mm kategoria agresywności środowiska wg iso 9223 trwałość min/max w latach. oznaczenie trwałości c3 c4 c5 cx zanurzeniowa pn-en iso 1461 85 40/>100 vh 20/40 vh 10/20 h 3/10 m 140 67/>100 vh 33/67 vh 17/33 vh 6/17 h 200 95/>100 vh 48/95 vh 24/48 vh 8/24 h m – trwałość średnia 5÷10 lat, h – trwałość wysoka 10÷20 lat, vh – trwałość b. wysoka ≥ 20 lat drugą metodą, uzupełniającą cynkowanie ogniowe, jest natryskiwanie cieplne umożliwiające nałożenie powłoki na konstrukcje o dowolnych wymiarach. w europie pierwsze wielkie konstrukcje stalowe zabezpieczano natryskowo cynkiem już w latach xx ub.w., a w usa niespełna dekadę później. nałożone wówczas powłoki do dziś nie wymagają praktycznie żadnych zabiegów naprawczych, nie mówiąc o samych konstrukcjach, które pomimo ponad 80÷90 lat użytkowania pozostają w stanie nienaruszonym. metodę tę przyjęto jako podstawowy sposób ochrony przed korozją. tak np. w nowej zelandii metalizuje się rocznie ponad 100 000 m2 powierzchni (przy 3,8 mln mieszkańców). od połowy lat 90., tj. od wprowadzenia w usa zaleceń dotyczących długotrwałego zabezpieczenia konstrukcji mostowych przed korozją, w stanach zjednoczonych i kanadzie metalizuje się 10-krotnie więcej mostów niż przed opublikowaniem tego dokumentu [4]. stanowe dot (departamenty transportu), mając na uwadze korzyści finansowe wynikające ze stosowania metalizacji, wprowadzają ją do obowiązujących systemów ochronnych, umieszczając na pierwszym miejscu [5]. norweska statens vegvesen, odpowiednik polskiej generalnej dyrekcji dróg krajowych i autostrad, jako główną metodę ochrony stalowych mostów przed korozją wymienia natryskiwanie cieplne. w norwegii metalizuje się niemal wszystkie obiekty mostowe, a w wielkiej brytanii ok. 80% [6]. metalizacja jest powszechnie stosowana na platformach wiertniczych, turbinach wiatrowych i innych obiektach, których trwałość jest zakładana na więcej niż 50 lat [7]. w polsce powojenne początki nie były łatwe. pierwszy most (stojący do dziś bez żadnej konserwacji) pometalizowano w 1957 r., po czym nastąpiła długa przerwa. metalizowano tylko nieliczne obiekty, przeważnie budowle hydrotechniczne. natomiast dość intensywnie rozwijało się wykorzystanie antykorozyjnych powłok natryskiwanych cieplnie w przemyśle chemicznym (fabryki kwasu siarkowego), spożywczym (branża cukrownicza) i papierniczym. projektanci oraz główni wytwórcy konstrukcji stalowych niechętnie stosowali tę technologię w budownictwie mostowym. inna rzecz, że jakość sprzętu do metalizacji, a przede wszystkim jego mała wydajność, były przyczynami wysokich kosztów procesu. po 1989 r. nastąpiły istotne zmiany. możliwy stał się dostęp do wysokowydajnego i tańszego 16 przegląd spawalnictwa 9/2012 w użytkowaniu sprzętu do metalizacji. powstały pierwsze firmy metalizacyjne wyposażone w sprzęt klasy światowej. krajowy producent drutu cynkowego pokonał problemy natury jakościowej. powstawały projekty mostów dostosowanych do ochrony za pomocą metalizacji (most w broku), rozpoczęto na szerszą skalę metalizowanie wiaduktów kolejowych. po roku 1993 pometalizowano w polsce kilkadziesiąt mostów, stalowych kominów fabrycznych, wiaduktów drogowych i kolejowych. wykonane na tych obiektach powłoki metalizacyjno-malarskie, pomimo że w niektórych przypadkach minęło już 20 lat eksploatacji, nie wymagały dotychczas najmniejszych uzupełnień. wykazały bardzo wysoką trwałość, przy czym (jak wynika z danych literaturowych), powłoki te charakteryzują się niskimi kosztami eksploatacji (tabl. ii). cel i zakres badań jedną z wad procesu natryskiwania cieplnego są straty materiału powłokowego użytego do wytworzenia powłoki. część cząstek natryskiwanych nie osiada na materiale podłoża. cząstki znajdujące się na obrzeżach strumienia natryskowego są gwałtownie chłodzone, mają mniejszą prędkość i w wyniku tego za małą energię, aby ulec odkształceniu i zakleszczeniu w materiale podłoża. w materiałach powłokowych o niskiej temperaturze topnienia część cząstek ulega odparowaniu. wielkość tego typu strat, spowodowanych samym procesem natryskiwania, zależy z jednej strony od rodzaju materiału powłokowego (m.in. od jego temperatury topnienia i parowania), z drugiej zaś od metody natryskiwania, rozwiązania konstrukcyjnego pistoletu do natryskiwania i parametrów (w tym m.in. od odległości natryskiwania). tablica ii. porównanie kosztów wykonania i eksploatacji różnych systemów ochrony przed korozją table ii. comparison of final costs and functioning of various corrosion protection systems rodzaj systemu koszt wykonania zł/m2 roczny koszt eksploatacji zł/m2 źródło powłoka cynkowana ogniowo 30 0,99 8 powłoka malarska grunt wysokocynkowy + ep 50 4,95 8 powłoka metalizacyjno-malarska 129,3 4,71 9 powłoka malarska trzywarstwowa 84 9,42 9 powłoka malarska dwuwarstwowa 75 11,0 9 grunt wysokocynkowy + ep + pur 90 10,6 10 powłoka metalizacyjno-malarska 150 µm zn + ep + pur 150 6,6 10 do nakładania powłok na konstrukcje wielkogabarytowe o dużych powierzchniach używa się wyłącznie drutowych pistoletów łukowych, które umożliwiają nakładanie powłok ochronnych przy najmniejszych nakładach energetycznych. w pistoletach stosowane są najczęściej dwa systemy rozpylania topionego materiału: system otwarty i system zamknięty, powodujący powstawanie cząstek o mniejszych rozmiarach, w wyniku czego natryskiwaną powłokę cechuje mniejsza porowatość. należy przypuszczać, że ze względu na różny sposób rozpylania i różną wielkość cząstek natryskiwanych, w obu procesach niejednakowa ilość materiału powłokowego będzie osadzać się na materiale podłoża i tworzyć efektywnie powłokę natryskiwaną. wielkość strat powstających wskutek stosowania różnego materiału powłokowego i różnych pistoletów może mieć istotny wpływ na koszty wytwarzania powłoki. pomimo tego, że w przypadku długoletniego użytkowania konstrukcji zabezpieczonych powłoką metalowo-malarską, koszty eksploatacji są najniższe, jednak w wielu przypadkach o wyborze metody decyduje określony w przetargu początkowy koszt wykonania obiektu. istotne jest więc ustalenie, w jaki sposób zastosowane parametry natryskiwania mogą wpływać na koszt wytworzenia metalowej powłoki. ważne jest więc stwierdzenie, w jaki sposób zastosowany system rozpylania i użyte parametry natryskiwania wpływają na wielkość strat materiału powłokowego podczas natryskiwania, a więc na ilość materiału potrzebnego do nałożenia powłoki o założonej grubości, a przez to na czas natryskiwania powłoki i koszt materiału powłokowego. wielkość strat powstających podczas procesu natryskiwania oceniono wg normy pn-en iso 17836:2006 natryskiwanie cieplne. określenie współczynnika osadzania powłoki natryskanej cieplnie. natryskiwanie wykonano przy użyciu pistoletu łukowego ld-u2 firmy osu-maschinenbau. pistolety tej firmy są w polsce najczęściej stosowanymi urządzeniami do nakładania metalowych powłok ochronnych. zgodnie z normą próbki z blachy stalowej o wymiarach 300x300x2 mm poddano obróbce strumieniowo-ściernej elektrokorundem o ziarnistości 24 i po uzyskaniu czystości powierzchni sa3 odpylano strumieniem sprężonego powietrza i ważono z dokładnością 0,1 g. następnie próbki mocowano w odpowiednim uchwycie i natryskiwano przy następujących parametrach: i – przy badaniu wpływu odległości natryskiwania: – natężenie prądu i = 200 a, – ciśnienie powietrza rozpylającego p = 0,45 mpa, – napięcie u = 19 v, – kąt natryskiwania α = 90o, – odległość natryskiwania l = 150, 200, 300, 400, 600 mm; ii – przy badaniu wpływu kąta natryskiwania: – natężenie prądu i = 200 a, – ciśnienie powietrza rozpylającego p = 0,45 mpa, – napięcie u = 19 v, – odległość natryskiwania l = 150 mm, – kąt natryskiwania α = 90, 60, 45, 30o; 17przegląd spawalnictwa 9/2012 iii – przy badaniu wpływu napięcia łuku: – natężenie prądu i = 200 a, – ciśnienie powietrza rozpylającego p = 0,45 mpa, – odległość natryskiwania l = 150 mm, – kąt natryskiwania α = 90o, – napięcie u = 19, 24, 31 v; iv – przy badaniu wpływu ciśnienia powietrza rozpylającego: – natężenie prądu i = 200 a, – napięcie u = 19 v, – odległość natryskiwania l = 150 mm, – kąt natryskiwania α = 90o, – ciśnienie powietrza rozpylającego p = 0,45; 0,3; 0,2 mpa. natryskiwanie wykonano przy użyciu manipulatora zapewniającego stałą odległość natryskiwania, jednakowy sterowany komputerowo ruch pistoletu i jednakowy czas natryskiwania (rys. 1). natryskiwanie próbki trwało 30 s, po czym próbki demontowano i ważono. różnica masy próbki oraz masy użytego drutu umożliwiła obliczenie współczynnika osadzania. gęstość natryskiwanych powłok określono przez pomiar objętości i masę natryskiwanej powłoki. w tym celu powierzchnię próbki stalowej o wymiarach 150x100x2 mm przygotowano za pomocą obróbki strumieniowo-ściernej, ważono z dokładnością do 0,01 g i natryskiwano na grubość ok. 0,8 mm. następnie próbkę ponownie ważono i z różnicy określano jej masę. po zmierzeniu grubości powłoki przy użyciu przyrządu elcometer 355 określano objętość powłoki i obliczano jej gęstość. ze względu na małą dokładność tego rodzaju pomiaru, gęstość obliczono jedynie dla wartości granicznych, w celu poznania tendencji zmian zachodzących w strukturze powłoki. ruchy pistoletu były sterowane za pomocą manipulatora gtv 2-ah1500/500. parametry przesuwu pistoletu: – prędkość przesuwu w osi x – 1550 mm/min – prędkość przesuwu w osi y – 1550 mm/min – wartość kroku – 40 mm – liczba kroków – 2 wyniki badań wpływ odległości natryskiwania wyniki pomiarów przedstawiono w tablicy iii. na ich podstawie stwierdzono, że: – sprawność procesu natryskiwania, czyli ilość materiału tworząca efektywnie powłokę ochronną, w istotny sposób zależy od odległości natryskiwania. – wielkość strat materiału powłokowego przy natryskiwaniu łukowym zależy również m.in. od zastosowanego systemu rozpylania i przy prawidłowej odległości natryskiwania 150÷200 mm straty te są najmniejsze, a na podłożu osiada ok. 60% zn i 70% zn-al 85/15. jednak ze wzrostem odległości natryskiwania ilość osadzanego materiału gwałtownie maleje i przy odległości 600 mm wynosi odpowiednio 6,74% dla zn i 14,60% dla zn-al 85/15. dla otwartego systemu rozpylania wpływ odległości natryskiwania jest zdecydowanie mniejszy, gdyż na podłożu osadza się przy odległości natryskiwania 600 mm 30,82% zn i 39,21% zn-al 85/15. ze wzrostem odległości natryskiwania gęstość powłok uległa zmniejszeniu (tabl. iv). wpływ kąta natryskiwania wyniki pomiarów przedstawiono w tablicy v. analizując te wyniki, szczególnie przy natryskiwaniu zn z układem zamkniętym, należy bardzo dokładnie przestrzegać właściwego kąta natryskiwania, gdyż przy małych kątach straty rosną bardzo szybko. interesujące jest to, że natryskiwanie stopu zn-al jest mniej zależne od kąta natryskiwania. rys. 1. schemat ruchów pistoletu względem próbki do wyznaczania współczynnika osadzania powłoki fig. 1. scheme of the gun movement on the sample for deposition efficiency tablica iii. zestawienie wyników pomiarów uzyskanych podczas natryskiwania drutem zn ø 2,5 mm oraz zn-al 85/15 ø 2,5 mm przy natężeniu 200 a, napięciu 19 v i ciśnieniu rozpylania 0,45 mpa table iii. measurement results during thermal arc spraying zn ø 2,5 mm and zn-al 85/15 ø 2,5 mm, current 200 a, voltage 19 v, atomizing air pressure 0,45 mpa l mm zn zn-al 85/15 ŋd, % m, kg ŋd, % m, kg o z o z o z o z 150 56,87 62,07 1,13 1,11 67,28 73,31 0,74 0,73 200 54,67 53,21 1,17 1,30 65,66 69,11 0,76 0,77 300 50,54 31,66 1,27 2,18 63,21 52,12 0,79 1,02 400 44,22 19,27 1,46 3,58 56,91 35,61 0,88 1,49 600 30,82 6,74 2,09 10,26 39,21 14,60 1,28 3,64 oznaczenia: l – odległość natryskiwania, ŋd – współczynnik osadzania, m – ilość materiału powłokowego koniecznego do natryskiwania 1 m2 powłoki o grubości 100 mm, o – natryskiwanie z otwartym układem rozpylania, z – natryskiwanie z zamkniętym układem rozpylania. 18 przegląd spawalnictwa 9/2012 wpływ napięcia łuku jak wykazały badania, wartość zastosowanego napięcia ma decydujący wpływ nie tylko na wielkość strat, lecz także na strukturę powłoki, w tym jej ziarnistość. pomiary wykonane przy napięciu łuku 19, 24 i 31 v wykazały jednoznacznie, że tylko przy napięciu 19 v pistolet pracuje równomiernie, a powłoka jest drobnoziarnista i zwarta. mniejszy wpływ ma to na wartość współczynnika osadzania, która wynosi ok. 70%. wpływ ciśnienia powietrza rozpylającego ciśnienie powietrza rozpylającego ma istotny wpływ na strukturę powłoki, szczególnie przy natryskiwaniu z układem otwartym. o ile przy układzie zamkniętym nawet przy ciśnieniu rozpylającym 0,2 mpa otrzymano drobnoziarniste powłoki, to przy układzie otwartym zastosowanie ciśnienia tej wielkości powoduje powstanie powłoki bardzo gruboziarnistej, porowatej i o nierównomiernej grubości. wartość ciśnienia nie miała istotnego wpływu na wielkość strat. wpływ rodzaju materiału powłokowego na koszt procesu podczas natryskiwania obu materiałów powłokowych i przy przyjętych optymalnych parametrach: i = 200 a, u = 19 v, l = 150 mm, p = 0,4 mpa, α = 90o wydajność pistoletu wynosiła dla otwartego układu rozpylania dla zn – 21,0 kg/h, dla zn-al – 15,9 kg/h, a dla zamkniętego układu odpowiednio dla zn – 22,4 i dla stopu zn-al – 17,2 kg/h. biorąc pod uwagę te wartości oraz dane podane w tablicy iii, można określić wpływ odległości natryskiwania na wielkość powierzchni możliwej do pokrycia w ciągu 1 h (rys. 2) oraz koszt materiału powłokowego koniecznego do pokrycia 1 m2 powierzchni na grubość 100 mm (rys. 3). tablica iv. przybliżona gęstość powłok w zależności od odległości natryskiwania table iv. coating density depending on spraying distance l, mm zn, g/cm3 zn-al/85 15 g/cm3 o z o z 200 6,91 6,44 5,01 5,32 600 4,65 5,23 4,37 4,94 tablica v. wpływ kąta natryskiwania na wartość współczynnika osadzania dla powłok zn i zn-al dla otwartego i zamkniętego układu rozpylania table v. the influence of spraying angle on deposition efficiency for zn and zn-al coatings sprayed with openand closed spraying system kąt natryskiwania zn, % zn-al 85/15, % o z o z 90o 60,03 62,07 67,28 73,37 60o 59,55 39,30 70,63 72,74 45o 56,80 22,00 69,45 78,41 30o 55,40 13,61 63,84 70,40 przy i = 200 a, l = 150 mm, p = 0,4 mpa, u = 19 v rys. 2. wpływ odległości natryskiwania na wielkość powierzchni możliwej do natryskania w ciągu 1 h fig. 2. effect of spraying distance on the size of surface to be sprayed within 1 h rys. 3. wpływ odległości natryskiwania na koszt materiału powłokowego koniecznego do pokrycia 1 m2 powierzchni na grubość 100 µm fig. 3. effect of spraying distance on the costs of material volume to cover surface of 1 m2 surface with 100 µm coating thickness odległość natryskiwania, mm odległość natryskiwania, mm p ow ie rz ch ni a na tr ys ki w an a, m 2 / h/ 10 0 µm k os zt m at er ia łu 1 m 2 / 10 0 µm , z ł 19przegląd spawalnictwa 9/2012 wnioski do natryskiwania łukowego powłok z zn lub stopu zn-al można stosować zarówno pistolety z zamkniętym, jak i z otwartym układem rozpylania. przy stosowaniu zamkniętego układu rozpylania bardzo ważne jest utrzymywanie stałej odległości natryskiwania nieprzekraczającej 200 mm. wzrost odległości natryskiwania powoduje gwałtowny wzrost strat do rzędu aż 93% dla zn przy odległości 600 mm i 86% dla zn-al. otwarty układ rozpylania jest mniej wrażliwy na odległość natryskiwania. straty wahają się dla zn od 45% przy odległości 150 mm do 70% przy 600 mm, a dla zn-al od 33% dla 150 mm do 61% przy 600 mm. zdecydowanie mniejsze straty materiału powłokowego występują przy natryskiwaniu stopu zn-al niż czystego zn. przy optymalnym sposobie natryskiwania, tj. z odległości 150÷200 mm i przy zamkniętym układzie rozpylania straty te wynoszą dla zn ok. 40%, a dla zn-al ok. 28%. literatura [1] kwiatkowski l., milewski w.: powłoki metalowe w ochronie przed korozją konstrukcji stalowych. informator gospodarczy piks 2009. [2] pn-en iso 14713-1:2010 powłoki cynkowe – wytyczne i zalecenia dotyczące ochrony przed korozją konstrukcji ze stopów żelaza – część 1: zasady ogólne dotyczące projektowania i odporności korozyjnej. [3] schweizerische fachstelle feuerverzinken (www.hdg-online.net). [4] thermal spray coatings-past, present & future ted call – district sales manager kta – tator, inc. pittsburgh, pennsylvania, usa. [5] dot wirginia 6-02.5 (13) opt3fb6 corrosion protection, august 2010. [6] metallized coatings for corrosion control of naval ship structures and components. national research council (u.s.), national materials advisory board. washington, d.c.: national academy press, 1983. z uzyskanych danych wynika, że koszt materiału powłokowego, koniecznego do natryskiwania 1 m2 powierzchni powłoką o grubości 100 µm, przy prawidłowych parametrach natryskiwania jest o ok. 20% mniejszy dla powłok ze stopu zn-al 85/15 niż powłok z zn. szczególnie duży wpływ na strukturę powłoki ma wartość ciśnienia powietrza rozpylającego przy natryskiwaniu z układem otwartym. przy układzie zamkniętym powłoki o prawidłowej ziarnistości uzyskuje się nawet przy obniżeniu ciśnienia do 0,2 mpa. zn i zn-al należy natryskiwać przy napięciu nieprzekraczającym 20 v. ze zwiększeniem odległości natryskiwania maleje gęstość powłok, a więc wzrasta ich porowatość. należy bezwzględnie zbadać, jaki ma to wpływ na odporność korozyjną całego systemu metalizacyjno-malarskiego. badania w tym kierunku już podjęto. [7] mühlberg k.: corrosion protection for windmills onshore and offshore. hempel (germany ltd. cologne, august 2004. [8] rahrig p.: analyzing costs of galvanizing structural steel, plant engineering, october 2004. [9] roebuck a.h., brevoort g.h.: coating works costs: computer application and inspection, corrosion/86, national association of corrosion engineers, houston, texas, 1986. [10] milewski w., kobus j., olbrycht a.: koszt wykonania i eksploatacji powłok metalowych i metalowo-malarskich chroniących konstrukcje stalowe przed korozją. v konferencja naukowo -techniczna psk, współczesne technologie przeciwkorozyjne, 2011. przeglad welding technology re iew www.pspaw.ps.pl ps 10 2015 www.pdf 92 przegląd spawalnictwa vol. 87 10/2015 analiza środowiska pracy przy spawaniu metodą mag elementów ze stali nierdzewnej i stali niestopowej z cynkową powłoką ochronną analysis of the work environment during mag welding of stainless and unalloyed zinc coated steel components dr inż. jolanta.matusiak, mgr inż. joanna wyciślik – instytut spawalnictwa, gliwice. autor korespondencyjny/corresponding author: jolanta.matusiak@is.gliwice.pl streszczenie procesy spawania metali związane są z powstawaniem substancji niebezpiecznych stwarzających zagrożenie dla zdrowia człowieka, zaklasyfikowanych do jednej z następujących kategorii: toksyczne, szkodliwe, drażniące, uczulające, rakotwórcze, mutagenne. przy spawaniu elementów wykonanych ze stali nierdzewnej zagrożeniem dla pracowników jest emisja pyłu zawierającego substancje kancerogenne w postaci związków chromu (vi) i związków niklu. spawanie elementów wykonanych ze stali z powłoką cynkową związane jest z emisją cynku i jego związków, które przy dłużej ekspozycji i niewłaściwej organizacji stanowiska pracy powodują gorączkę metaliczną. w artykule przedstawiono wyniki badań rozpoznawczych emisji zanieczyszczeń powstających przy spawaniu metodą mag elementów ze stali nierdzewnej ferrytycznej i stali niestopowej z powłoką antykorozyjną ze stopu cynku i żelaza. przedstawiono również wyniki identyfikacji fazowej i ilościowej analizy fazowej pyłu spawalniczego wydzielającego się podczas spawania blach. na podstawie badań emisji pyłu i gazów oraz składu chemicznego pyłu przeprowadzono analizę porównawczą warunków pracy przy spawaniu stali nierdzewnej i stali niestopowej w powłoką cynkową. słowa kluczowe: środowisko pracy, spawanie, stal nierdzewna, stale z powłokami cynkowymi, dym spawalniczy abstract metal welding processes are connected with the occurrence of dangerous substances which can cause hazards to human health. they are classified as one of following categories: toxic, harmful, irritating, allergenic, carcinogenic, mutagenic. fume forming during welding of stainless steel elements contains carcinogenic substances chromium(vi) and nickel compounds which cause hazard for workers. welding of steel elements with protective coatings is connected with the emission of zinc and its compounds, which during long exposure and inappropriate workstation organization, can result in metal fume fever. the article presents the research results of fume and gases emission during mag welding of ferritic stainless and unalloyed zinc-iron coated steel components. in the article the research results of phase identification and quantitative phase analysis of welding fume are also presented. on the basis of the research results of fume and gases emission and the chemical composition of fume, a comparative analysis of the work conditions during welding of stainless and unalloyed zinc protected coatings steel components was conducte keywords: working environment, welding, stainless steel , zinc coated steel, welding fume wstęp w wytwarzaniu wyrobów spawanych ostatnie lata przyniosły znaczące zmiany w podejściu do zagadnień ochrony środowiska pracy. wśród pracodawców, kadry inżynierskiej, a także wśród spawaczy i operatorów urządzeń spawalniczych wzrosła świadomość zagrożeń zdrowia i bezpieczeństwa pracy. działania ukierunkowane na ochronę zdrowia pracowników towarzyszą obecnie wprowadzaniu do praktyki przemysłowej innowacyjnych technologii spawalniczych oraz nowych materiałów podstawowych i dodatkowych. jolanta matusiak, joanna wyciślik w przemyśle motoryzacyjnym w celu ochrony pojazdów przed korozją atmosferyczną zachodzi potrzeba stosowania elementów konstrukcyjnych i blach karoseryjnych odpowiednio zabezpieczonych przed korozją, bądź odpornych na korozję. mogą to być elementy z powłokami na bazie cynku, jak również elementy wykonane z materiałów odpornych na korozję takich jak stale nierdzewne. spawanie tych materiałów wiąże się z emisją zanieczyszczeń pyłowych i gazowych, które stwarzają zagrożenie dla zdrowia pracowników. 93przegląd spawalnictwa vol. 87  10/2015 w artykule przedstawiono wyniki badań emisji zanieczyszczeń powstających przy spawaniu metodą mag elementów wykonanych ze stali nierdzewnej ferrytycznej i stali niestopowej z powłoką antykorozyjną ze stopu cynku i żelaza. na podstawie badań emisji pyłu i gazów oraz składu chemicznego pyłu przeprowadzono analizę porównawczą warunków pracy przy spawaniu stali nierdzewnej i stali niestopowej z powłoką cynkową. charakterystyka zagrożeń pyłowych i gazowych przy procesach spawania podczas procesu spawania z materiału podstawowego, materiału dodatkowego, powłok ochronnych, gazów osłonowych i otaczającego powietrza, pod wpływem wysokiej temperatury i promieniowania łuku spawalniczego powstaje dym spawalniczy. dym spawalniczy (aerozol dwufazowy kondensacyjny) jest mieszaniną drobno dyspersyjnych cząstek stałych (pyłu spawalniczego) oraz różnych gazów stanowiących fazę rozpraszającą. pył spawalniczy powstający w wyniku działania plazmy łuku na materiał podstawowy i dodatkowy składa się z prostych i złożonych tlenków, krzemianów, fluorokrzemianów, fluorków, chromianów, dichromianów oraz węglanów metali [1,2]. w łuku zachodzi proces topienia materiałów, ich częściowego odparowania i utleniania par metalu. w atmosferze o niższej temperaturze następuje proces kondensacji i wytworzenie cząstek stałych o różnych wymiarach. skład chemiczny pyłu spawalniczego jest uzależniony od rodzaju łączonych materiałów, metody i parametrów technologicznych spawania. podstawowymi składnikami pyłu powstającego przy spawaniu stali niestopowych drutami litymi są żelazo, mangan i ditlenek krzemu, natomiast pył przy spawaniu stali nierdzewnych zawiera dodatkowo związki chromu, niklu, molibdenu i niobu [3÷6]. przy spawaniu stali drutami proszkowymi wydzielane są również związki sodu, potasu, wapnia i magnezu, glinu, tytanu i baru [7]. źródłem tych pierwiastków jest proszek topnikowy, w skład których wchodzą różne surowce mineralne (np. krzemiany, węglany, fluorki proste i złożone, tlenki metali, szkło sodowe lub potasowe) oraz składniki organiczne. proces spawania drutami proszkowymi często jest charakteryzowany jako proces niebezpieczny dla pracowników ze względu na toksyczność dymów spawalniczych, a także na bardzo wysoką ich emisję [7]. źródłem emisji do środowiska pracy par cynku jest obecnie produkcja nowoczesnych konstrukcji i wyrobów spawanych w której stosuje się blachy z powłokami metalicznymi typu: zn, znfe, znal5, znni, znalmg, oraz ze specjalnymi powłokami organicznymi. głównymi źródłami emisji gazów przy spawaniu są reakcje termiczne w atmosferze otaczającej łuk, reakcje fotochemiczne w atmosferze otaczającej łuk (emisja promieniowania uv), wypalanie powłok ochronnych oraz proces rozkładu otuliny elektrod i wypełnień drutów proszkowych [4,8]. zanieczyszczenia gazowe tworzone są głównie przez tlenki azotu (nox), tlenek węgla (co) oraz ozon (o3). spawanie blach z powłokami metalowymi, lakierowanymi oraz powłokami dwuwarstwowymi typu metal i powłoka organiczna wiąże się z emisją do środowiska pracy związków chemicznych należących do grupy węglowodorów aromatycznych, np.: benzenu, toluenu, etylobenzenu, ksylenu, fenolu i krezolu oraz wielopierścieniowych węglowodorów aromatycznych (wwa) [9]. wpływ dymu spawalniczego na organizm człowieka narażenie zawodowe przy procesach spawania na bardzo różnorodne substancje chemiczne powoduje wystąpienie u pracowników szeregu negatywnych skutków zdrowotnych przede wszystkim w obrębie układu oddechowego. lista schorzeń, które mogą być przyczynowo związane z pracą spawacza obejmuje m.in. gorączkę metaliczną, astmę oskrzelową, przewlekłą obturacyjną chorobę płuc, pylicę, oraz nowotwory złośliwe płuc [10]. gorączka metaliczna (zwana również gorączką cynkową) jest prawdopodobnie najczęstszym schorzeniem dotyczącym układu oddechowego związanym z narażeniem zawodowym u pracowników przy spawaniu i lutospawaniu [10]. według źródeł literaturowych z medycyny pracy aż do 30% spawaczy doświadczyło epizodu tej choroby [10,11]. przyczyną gorączki metalicznej jest jednorazowa ekspozycja na dymy zawierające tlenki metali cynku, miedzi, magnezu i glinu. w wyniku narażenia na substancje chemiczne wywołujące gorączkę metaliczną dochodzi do wystąpienia objawów klinicznych; podrażnienia błon śluzowych, kaszlu, bólu w klatce piersiowej, objawów grypopodobnych (osłabienie, bóle mięśniowe, bóle głowy, nudności) i gorączki. powtarzające się ekspozycje zawodowe na wysokie stężenie tlenku cynku i tlenków miedzi prowadzą do zmian w układzie oddechowym, a gorączka metaliczna uznawana jest za bezpośrednią przyczynę astmy związanej z czynnikami zawodowymi. przewlekła obturacyjna choroba płuc (pochp) to schorzenie charakteryzujące się niecałkowicie odwracalnym ograniczeniem przepływu powietrza przez drogi oddechowe. wykazano, że ekspozycja na takie składniki dymów spawalniczych, jak cynk, glin, mangan, tytan, żelazo i kadm jest związana z szybszym rozwojem przewlekłej obturacyjnej choroby płuc i rozedmy [10]. badania medyczne spawaczy wykazały, że płuca spawaczy są fizjologicznie o 10÷15 lat starsze niż płuca osób z grupy zawodowej kontrolnej, nie związanej z procesami spawalniczymi [12]. narażenie spawaczy na pyły krzemionki w środowisku pracy może być przyczyną wystąpienia pylicy krzemowej (silicosis). choroby te mogą doprowadzić do trwałego, postępującego upośledzenia czynności układu oddechowego, aż do jego niewydolności. u spawaczy mogą również wystąpić pylice niekolagenowe wywołane wziewnym narażeniem na pył tlenków żelaza (siderosis) [10]. w badaniach emisji zanieczyszczeń przy procesach spawania i procesach pokrewnych dla oceny ryzyka dla zdrowia pracowników ważne jest określenie emisji całkowitej pyłu i gazów oraz rozpoznanie składu chemicznego pyłu z uwzględnieniem również identyfikacji fazowej składników pyłu. międzynarodowa agencja badań nad rakiem (iarc international agency for research on cancer) uznała, że dymy spawalnicze należą do grupy zanieczyszczeń prawdopodobnie kancerogennych. udowodnione działanie kancerogenne mają takie składniki dymów spawalniczych, jak: nikiel, chrom(vi) i kadm [13÷17]. do procesów spawalniczych charakteryzujących się najwyższymi stężeniami w pyle chromu(vi) należą procesy spawania stali nierdzewnych elektrodami otulonymi, drutami proszkowymi oraz drutami litymi w osłonie gazów (mig/mag, tig) [13,17]. badania własne celem badań było przeprowadzenie analizy porównawczej warunków pracy na stanowiskach spawalniczych przy spawaniu metodą mag elementów wykonanych ze stali nierdzewnej i stali niestopowej z powłoką cynkową. analiza warunków pracy dotyczyła narażenia spawaczy na zagrożenia pyłowe i gazowe. wykonano badania laboratoryjne wielkości emisji pyłu i gazów przy spawaniu profili zamkniętych ze stali nierdzewnej z zastosowaniem drutu elektrodowego litego oraz profili ze stali niestopowej z powłoką ze stopu cynk-żelazo z zastosowaniem drutu proszkowego. oznaczono 94 przegląd spawalnictwa vol. 87 10/2015 również skład chemiczny powstającego pyłu. zakres badań obejmował badania emisji pyłu całkowitego oraz emisji co i nox powstających przy spawaniu łukowym mag profili o wymiarach 60x60 mm ze stali nierdzewnej ferrytycznej w gat. x2crni12 z zastosowaniem drutu elektrodowego sandvik 24.13.lsi (er309lsi) o średnicy 1,0 mm w osłonie mieszaniny 98% ar + 2%co2 oraz przy spawaniu metodą mag profili ze stali niestopowej z powłoką typu cynk-żelazo w gat. e 370 zf140 z zastosowaniem drutu proszkowego citoflux galva (t3t z m m 1 h15) o średnicy 1,0 mm w osłonie mieszaniny 82% ar + 18% co2 [18]. analizę składu chemicznego pyłu przeprowadzono dla pyłu osadzonego na filtrach pomiarowych na spektrometrze sekwencyjnym wyposażonym w źródło plazmy pionowej typu oes icp ultima 2 jobin-yvon. identyfikację fazową i ilościową analizę fazową pyłu powstającego przy spawaniu stali x2crni12 oraz stali ocynkowanej e 370 zf 140 wykonano dla próbek pyłu z wykorzystaniem dyfraktometru rentgenowskiego empyrean, stosując promieniowanie kobaltu w konfiguracji z detektorem pixcel. stanowisko doświadczalne do prowadzenia badań emisji zanieczyszczeń przy procesach spawania przedstawiono na rysunku 1. parametry spawania metodą mag stali nierdzewnej i stali niestopowej ocynkowanej dla których prowadzono badania emisji zanieczyszczeń podano w tablicy v. skład chemiczny gatunku x2crni12 (1.4003) (%) c si mn p s n cr ni max 0,03 max 1,00 max 1,50 max 0,040 max 0,015 max 0,030 10,50 -12,50 0,30 -1,00 tablica i. skład chemiczny materiału podstawowego: stal x2crni12 table i. chemical composition of base material: steel x2crni12 (1.4003) (%) skład chemiczny (%) c si mn p s n cr ni <0,025 0,9 1,8 <0,025 <0,015 0,10 23,5 13,5 tablica ii. skład chemiczny drutu elektrodowego: sandvik 24 13 lsi (er 309lsi) table ii. chemical composition of electrode wire: sandvik 24 13 lsi (er 309lsi) skład chemiczny (%) c si mn al 0,4 1,2 0,3 <3 tablica iv. skład chemiczny drutu elektrodowego proszkowego: citoflux galva table iv. chemical composition of electrode wire (metal cored): citoflux galva rys. 1. stanowisko doświadczalne do badania emisji pyłu i gazów przy spawaniu łukowym metodą mag: 1. komora pyłowa; 2. stół spawalniczy z zamocowanym elementem; 3. urządzenie spawalnicze: pro evolution 5200 firmy kemppi; 4. filtr pyłowy; 5. analizator gazów testo 350 fig. 1. welding workstation for research emissions of fume and gases during mag arc welding: 1.fume chamber; 2.welding table and welding element; 3.welding devices: pro evolution 5200 by kemppi; 4. fume filter; 5. testo 350 analyser of gases materiał podstawowy materiał dodatkowy gaz osłonowy parametry technologiczne procesu i [a] u [v] vdr [m/min] vsp [mm/min] x2crni12 gr. 2,0 mm sandvik 24.13. lsi (er309lsi) śr. 1,0 mm 98%ar+2%co2 100 17,73 5,8 380 150 22,03 8,5 600 180 27,67 9,7 1110 e 370 zf140 gr. 3,0 mm citoflux galva (t3t z m m 1 h15) śr. 1,0 mm 82%ar+18%co2 150 16,27 5,4 270 180 17,63 6,9 460 210 20,53 7,5 560 tablica v. parametry technologiczne spawania elementów stalowych metodą mag [18] table v. welding technological parameters during mag welding steel shapes [18] skład chemiczny gatunku e 370 zf 140 (%) c si mn p s max 0,21 max 0,55 max 1,60 max 0,025 max 0,025 tablica iii. skład chemiczny materiału podstawowego: stal e 370 zf140 table iii. chemical composition of base material: steel e 370 zf140 analiza wyników badania emisji pyłu i gazów powstających przy spawaniu elementów stalowych metodą mag badania emisji zanieczyszczeń przy spawaniu elementów stalowych metodą mag wykazały, że rodzaj materiału podstawowego, gatunek drutu elektrodowego oraz parametry spawania mają decydujący wpływ na wielkość emisji pyłu i gazów oraz skład chemiczny powstającego pyłu spawalniczego. analiza wyników badań wykazała, że emisja czasowa pyłu całkowitego przy spawaniu profili ze stali ocynkowanej w gatunku e370 zf 140 była w badanym zakresie parametrów prądowych 2-krotnie wyższa w porównaniu do emisji pyłu przy spawaniu profili ze stali nierdzewnej x2crni12 (rys.2). również emisja czasowa gazów przy spawaniu elementów ze stali niestopowej z powłoką cynkową była większa niż przy spawaniu elementów wykonanych ze stali nierdzewnej ferrytycznej. emisja tlenków azotu 1 4 3 5 2 95przegląd spawalnictwa vol. 87  10/2015 i tlenku węgla przy spawaniu profili ze stali ocynkowanej e370 zf 140 była 3,5-krotnie wyższa w porównaniu do emisji przy spawaniu profili ze stali nierdzewnej x2crni12. analiza chemiczna pyłu powstającego przy spawaniu elementów wykonanych ze stali x2crni12 wykazała, że w pyle spawalniczym występują związki chromu, żelaza, manganu, niklu i krzemu (rys. 3). zawartość poszczególnych związków metali zmieniała się nieznacznie w zależności od parametrów prądowych. w szczegółowej chemicznej analizie fazowej rozpoznano w pyle następujące związki chemiczne: magnetyt fe3o4, hematyt fe2o3, żelazo metaliczne α-fe, cząstki stopu cr0,18fe0,09ni0,73 i śladowe ilości tlenku chromu(vi). dodatkowo wykazano że magnetyt (fe3o4) jest roztworem stałym zawierającym podstawienia chromu, manganu, niklu i krzemu, a cząstki stopu cr0,18fe0,09ni0,73 również zawierają niewielkie ilości manganu i krzemu (tab.vi). pył ze spawania stali nierdzewnej zawiera związki o udowodnionym charakterze kancerogennym; związki chromu(vi) i związki niklu. analiza chemiczna pyłu powstającego przy spawaniu profili wykonanych ze stali ocynkowanej e370 zf 140 prowadzona pod kątem głównych składników wykazała, że w pyle występują związki cynku, żelaza, manganu, glinu i krzemu (rys. 4). w chemicznej identyfikacji fazowej pyłu rozpoznano składniki fazowe: cynk metaliczny zn, tlenek cynku zno, magnetyt fe3o4, franklinit znfe2o4, fluorek baru baf2, żelazo metaliczne α-fe, peryklaz tlenek magnezu mgo, oraz stwierdzono, że mangan i glin oraz magnez występują we franklinicie – (zn,mn,mg)(fe,al)2o4 (tab.vii). pył wydzielający x2crni12 gr. 2,0 mm sandvik 24.13.lsi (er309lsi) śr. 1,0 mm gaz osłonowy: 98%ar+2%co2 e 370 zf 140 gr. 3,0 mm citoflux galva (t3t z m m 1 h15) śr. 1,0 mm gaz osłonowy: 82%ar+18%co2 emisja pyłu emisja tlenków azotu emisja tlenku węgla rys. 2. emisja pyłu całkowitego, tlenków azotu i tlenku węgla przy spawaniu metodą mag profili ze stali nierdzewnej ferrytycznej w gat. x2crni12 i stali niestopowej z powłoką cynkową w gat. e 370 zf 140 [18] fig. 2. emission of fume, nitrogen oxides and carbon monoxide during mag welding of stainless (x2crni12 grade) and unalloyed zinc coated steel (e 370 zf140 grade) components [18] się ze spawania profili wykonanych ze stali ocynkowanej e370 zf 140 z zastosowaniem drutu proszkowego z rdzeniem metalowym typu citoflux galva (t3t z m m 1 h15) zawiera substancje chemiczne, które w wyniku narażenia mogą powodować gorączkę metaliczną. taka sytuacja zdrowotna może zaistnieć w momencie kiedy na stanowiskach pracy będą przekroczone wartości najwyższych dopuszczalnych stężeń zanieczyszczeń dodatkowo w pyle pochodzącym z procesu spawania stali ocynkowanej e370 zf 140 z zastosowaniem drutu proszkowego z rdzeniem metalowym wykazano obecność związków pochodzących ze spoiwa tj.: związki manganu i glinu oraz związek baru fluorek baru baf2. wszystkie te związki należą do substancji szkodliwych. fluorek baru zaliczany jest do substancji o toksyczności ostrej dla układu oddechowego, został sklasyfikowany w kategorii 4 w rozporządzeniu parlamentu europejskiego i rady (we) nr 1272/2008 w sprawie klasyfikacji, oznakowania i pakowania substancji i mieszanin, [19]. rys. 3. skład chemiczny pyłu powstającego przy spawaniu metodą mag profili ze stali w gat. x2crni12, drut elektrodowy sandvik 24.13.lsi (er309lsi), gaz osłonowy: 98%ar+2%co2. zakres prądu spawania: 100-180 a [18] fig. 3. chemical composition of fume generated while mag welding x2crni12 grade steel shapes using a sandvik 24.13.lsi (er309lsi), shielding gas: 98%ar+2%co2; welding current range: 100-180 a [18] rys. 4. skład chemiczny pyłu powstającego przy spawaniu metodą mag profili ze stali w gat. e 370 zf140, drut proszkowy citoflux galva (t3t z m m 1 h15), gaz osłonowy: 82%ar+18%co2. zakres prądu spawania: 150-210 a [18] fig. 4. chemical composition of fume generated while mag welding e 370 zf140 grade steel shapes using a citoflux galva (t3t z m m 1 h15) flux cored wire, shielding gas: 82%ar+18%co2; welding current range: 150-210 a [18] 96 przegląd spawalnictwa vol. 87 10/2015 materiał podstawowy parametry technologiczne procesu skład chemiczny [%] i [a] u [v] vdr [m/min] vsp [mm/min] fe3o4 fe2o3 α-fe cr0,18fe0,09ni0,73 cro3 x2crni12 100 17,73 5,8 380 87,3±0,2 1,9±0,2 8,9±0,2 1,9±0,2 śladowe ilości 150 22,03 8,5 600 94,4±0,2 4,8±0,2 0,8±0,2 śladowe ilości 180 27,67 9,7 1110 99,5±0,2 0,5±0,2 śladowe ilości tablica vi. identyfikacja fazowa i ilościowa analiza fazowa pyłu przy spawaniu metodą mag profili ze stali x2crni12, drut elektrodowy sandvik 24.13.lsi (er309lsi)[18] table vi. phase identification and phase quantitative analysis of fume generated while mag welding x2crni12 grade steel shapes using a sandvik 24.13.lsi (er309lsi) electrode [18] materiał podstawowy parametry technologiczne procesu skład chemiczny [%] i [a] u [v] vdr [m/min] vsp [mm/min] zn zno fe2o3 znfe2o4 baf2 α-fe mgo x2crni12 100 17,73 5,8 380 30,1±0,3 12,5±0,3 15,0±0,3 3,0±0,3 11,4±0,2 0,7±0,2 27,3±0,6 150 22,03 8,5 600 15,5±0,2 22,7±0,2 3,5±0,2 7,0±0,2 11,9±0,2 0,6±0,2 38,8±0,3 180 27,67 9,7 1110 6,3±0,2 23,5±0,3 22,2±0,2 4,0±0,2 8,5±0,1 0,8±0,1 34,7±0,5 tablica vii. identyfikacja fazowa i ilościowa analiza fazowa pyłu powstającego przy spawaniu metodą profili stalowych w gatunku e370 zf140 drutem proszkowym citoflux galva (t3t z m m 1 h15) o średnicy 1,0 mm. gaz osłonowy: 82%ar+18%co2 [18] table vii. phase identification and phase quantitative analysis of fume generated while mag welding e370 zf140 grade steel shapes using a citoflux galva (t3t z m m 1 h15) flux-cored wire, shielding gas: 82%ar+18%co2 [18] przeprowadzone badania laboratoryjne emisji zanieczyszczeń przy spawaniu metodą mag elementów wykonanych z dwóch różnych gatunków stali; stali nierdzewnej i stali niestopowej w powłoką typu zf, pozwoliły na porównanie w aspekcie zagrożeń pyłowych i gazowych warunków pracy spawaczy przy wytwarzaniu wyrobów spawanych wykonanych z badanych materiałów. emisja czasowa pyłu całkowitego i gazów powstających przy spawaniu profili wykonanych ze stali ocynkowanej e370 zf140 była w całym badanym zakresie prądowo-napięciowym większa w porównaniu ze spawaniem profili wykonanych ze stali x2crni12. na stanowiskach pracy przy spawaniu stali ocynkowanej oraz stali nierdzewnej może wystąpić przekroczenie obowiązujących wartości najwyższych dopuszczalnych stężeń zanieczyszczeń. przekroczenie wartości nds dla pyłu i gazów w przypadku spawania elementów ze stali z powłokami cynkowanymi może wystąpić w znacznie krótszym czasie ekspozycji pracownika na dym spawalniczy w porównaniu do analogicznych warunków pracy przy spawaniu elementów ze stali nierdzewnej. stwierdzenie przekroczenia nds i jego krotności jest oczywiście możliwe jedynie w trakcie badań środowiskowych przeprowadzonych na każdym stanowisku spawalniczym. badania środowiskowe przy spawaniu stali ocynkowanej z powłokami ochronnymi przy zastosowaniu drutów proszkowych powinny obejmować określenie stężenia pyłu całkowitego, pyłu respirabilnego, stężenia gazów (nox i co) oraz określenie stężenia głównych składników chemicznych pyłu: związki cynku, żelaza, manganu, glinu i krzemu oraz fluorku baru baf2, jeżeli jego zawartość w drucie proszkowym jest podana przez producenta w karcie charakterystyki ( safety data sheet). z uwagi na wysoką emisję zanieczyszczeń oraz skład chemiczny powstających zanieczyszczeń przy spawaniu elementów wykonanych ze stali ocynkowanej może zaistnieć potrzeba zmiany stosowanego systemu wentylacji stanowiskowej i wentylacji ogólnej hali technologicznej. w celu zobrazowania intensywności wydzielania się dymu spawalniczego podczas spawania profili wykonanych mag ze stali ocynkowanej z zastosowaniem drutu proszkowego z rdzeniem metalowym na rysunku 5 przedstawiono zdjęcia ze stanowiska badawczego. rys. 5. intensywność wydzielania się dymu spawalniczego podczas spawania na stanowisku badawczym profili wykonanych mag ze stali ocynkowanej e370 zf 140 z zastosowaniem drutu proszkowego z rdzeniem metalowym typu citoflux galva. parametry technologiczne: i=210 a, u=20,5 v, vdr = 7,5 [m/min], vsp= 560 [mm/ min]. w celu zobrazowania intensywności powstawania dymu spawalniczego zdjęcia wykonano przy otwartej komorze pyłowej fig. 5. welding fume emission intensity while mag welding shapes made of e370 zf 140 galvanised steel using a citoflux galva metallic flux-cored wire. technological parameters: i=210 a, u=20,5 v, vdr = 7,5 [m/min], vsp= 560 [mm/min]. in order to demonstrate welding fume generation intensity, the photographs were made with the fume chamber open 97przegląd spawalnictwa vol. 87  10/2015 wnioski przy spawaniu elementów ze stali ocynkowanej e370 zf140 metodą mag z zastosowaniem drutu proszkowego emisja do środowiska pracy pyłu całkowitego oraz tlenków azotu i tlenku węgla była kilkukrotnie większa w porównaniu do spawania elementów ze stali nierdzewnej x2crni12 z zastosowaniem drutu litego. pył wydzielający się przy spawaniu elementów wykonanych ze stali ocynkowanej e370 zf140 zawiera substancje chemiczne, które w wyniku narażenia mogą powodować gorączkę metaliczną. substancje te należą do grupy substancji szkodliwych o działaniu toksycznym. na stanowiskach pracy przy spawaniu elementów ze stali ocynkowanej oraz stali nierdzewnej może wystąpić przekroczenie obowiązujących wartości najwyższych dopuszczalnych stężeń zanieczyszczeń. przekroczenie wartości nds dla pyłu i gazów w przypadku spawania elementów ze stali z powłokami cynkowanymi może wystąpić w znacznie krótszym czasie ekspozycji pracownika na dym spawalniczy w porównaniu do analogicznych warunków pracy przy spawaniu elementów ze stali nierdzewnej. literatura [1] matczak w., gromiec j.p.: zasady oceny narażenia spawaczy na dymy i gazy, wyd. instytut medycyny pracy im. j. nofera, łódź 2003. [2] voitkevich v.: welding fumes. formation, properties and biological effects, abington publishing, cambridge 1995. [3] matusiak j., wyciślik j.: zdrowie i bezpieczeństwo przy produkcji spawalniczej. biuletyn instytutu spawalnictwa nr 3/2009. [4] matusiak j., wyciślik a.: spawanie stali nierdzewnych w aspekcie zagrożeń zdrowia i bezpieczeństwa pracy spawaczy. hutnik. wiadomości hutnicze nr 10/2007. [5] redding c.: fume model for gas metal arc welding, welding journal, welding research supplement nr 6/2002. [6] moreton j., stiller k.r.: fume emission characteristics of stainless steel mig.mag welding. iiw doc. viii-1458-89. [7] matusiak j., rams b.: emission of dust and gases in tubular cored wire welding of steel, international journal of occupational safety and ergonomics t. 9, nr 3/2003. [8] matusiak j.: zagrożenia zdrowia spawaczy podczas spawania stali nierdzewnych, przegląd spawalnictwa nr 3/2008. [9] matusiak, wyciślik j. i in.: „analiza wpływu warunków technologicznych innowacyjnych technik spajania różnych materiałów konstrukcyjnych z nowoczesnymi powłokami ochronnymi na stan środowiska pracy. badanie emisji substancji organicznych przy zgrzewaniu rezystancyjnym punktowym różnych materiałów konstrukcyjnych.” praca badawcza is ma-34/2011. [10] wittczak t., walusiak j., pałczyński c.: choroby układu oddechowego u spawaczy (welding-related respiratory diseases), medycyna pracy 2009;60(3). [11] ashby h.s.: welding fume in the workplace. preventing potential health problems through proactive controls. occupational safety-professional safety no. 04/2002. [12] lyngenbo o.; groth s.; groth m.; olsen o.; rossing n.: occupational lung function impairment in never smoking danish welders. scandinavian journal of social medicine. 198917(2). [13] spiegel-ciobanu v.e.: chromium and nickel in welding and allied processes-some important aspects, iiw doc. viii 1799-97. [14] cunat p.j.: chromium in stainless steel welding fumes, iiw doc.viii1973-03. [15] mcmillan g.: lung cancer and electric arc welding, iiw doc.1988-05. [16] marini f.: does welding stainless steel cause cancer? iiw doc. viii 1767-95. [17] sjogern b.: exposure to stainless steel welding fumes and lung cancer, iiw doc. viii 1748-94. [18] matusiak j., pfeifer t., wyciślik j., kiszka a.: spawanie profili i blach ze stali niestopowej z cynkową powłoką ochronną – studium i badania rozpoznawcze, praca badawcza is, da-21/2015. [19] rozporządzenie parlamentu europejskiego i rady (we) nr 1272/2008 z dnia 16 grudnia 2008 r. w sprawie klasyfikacji, oznakowania i pakowania substancji i mieszanin, zmieniające i uchylające dyrektywy 67/548/ewg i 1999/45/we oraz zmieniające rozporządzenie (we) nr 1907/2006. 201109_pspaw.pdf 22 przegląd spawalnictwa 9/2011 tomasz baraniecki edward chlebus marian dziatkiewicz jakub kędzia jacek reiner marcin wiercioch system laserowego mikronapawania proszków metali system for laser microcladding of metal powders dr inż. tomasz baraniecki, prof. dr hab. inż. edward chlebus, mgr inż. marian dziatkiewicz, mgr inż. jakub kędzia, dr inż. jacek reiner, mgr inż. marcin wiercioch – politechnika wrocławska. streszczenie w artykule przedstawiono technologię laserowego napawania proszków metali oraz opracowaną dla niej obrabiarkę do laserowego mikronapawania proszków. zaprojektowane i wykonane stanowisko bazuje na trzyosiowej obrabiarce cnc, którą wyposażono w odpowiednie układy bezpieczeństwa laserowego i pyłowego. jako źródło energii laserowej wykorzystano laser dyskowy sprzężony światłowodem z optyką obróbkową. szczotkowy podajnik proszków wraz z dyszą kształtującą strumień proszku zapewnia jego podawanie współosiowo z wiązką lasera. układ został zintegrowany z kartą pc-motion, która pełni rolę sterownika cnc. przedstawiono również uzyskane wyniki napawania laserowego, charakteryzując je w kryteriach: szerokości i wysokości ściegu, głębokości wtopienia, kąta zwilżania oraz parametrów mikrostrukturalnych. jako parametry niezależne przyjęto gęstość mocy wiązki lasera, prędkość i gęstość podawania proszku oraz względny posuw głowica-przedmiot. abstract the paper presents the technology of laser cladding of metallic powders with a machine for laser microcladding, developed in-house. the designed and constructed set-up is based on a three-axis cnc machine, equipped with appropriate laser safety and a dust extraction system. a disk laser is used as a source of energy, connected with processing optics by a fibre cable. a rotating brush powder feeder transfers the powder to a cladding nozzle, which provides the powder coaxially with the laser beam. the integration of system components is based on a pc-motion card that acts as a cnc controller. additionally, first results of experiments carried-out on the machine are presented, with characterisation in terms of the cladding height, width and depth, the wetting angle and microstructural features. as independent processing variables the laser power density, the powder feeding rate and the processing speed were used. wstęp napawanie laserowe jest alternatywną technologią w stosunku do tradycyjnych metod napawania łukowego czy plazmowego. wykorzystuje się w nim wiązkę laserową jako źródło energii do przetopienia podłoża oraz proszku. materiał, z którego powstaje powłoka, może być dostarczany na podłoże dwoma metodami [1]. pierwsza z nich to odmiana dwuetapowa, polegająca na nałożeniu napawanego materiału (w postaci pasty, złoża proszku lub inną techniką pokrywania) na podłoże przed procesem przetopienia, a następnie stopienia jej wiązką laserową. drugi sposób to podawanie w czasie procesu materiału w obszar przetopu przez wdmuchiwanie proszku, lub w postaci litego pręta albo ziaren proszku w rurce. dostarczanie materiału napawanego przez współosiowe wdmuchiwanie proszku, transportowanego przez gaz nośny w obszar interakcji z laserem, okazuje się najbardziej elastyczną, odporną na zakłócenia i wydajną metodą stosowaną w procesach laserowego napawania [2] (rys. 1). energia doprowadzana w postaci wiązki laserowej stosowana jest do stopienia cienkiej warstwy metalicznego podłoża oraz części cząstek znajdujących się 23przegląd spawalnictwa 9/2011 w strumieniu gazu nośnego. pozostałe cząstki przetapiane są po dotarciu do utworzonego jeziorka ciekłego metalu na powierzchni podłoża. wprowadzenie ruchu między napawaną powierzchnią oraz dyszą do napawania umożliwia pokrywanie podłoża pojedynczymi ściegami, które wykonywane kolejno w określonym odstępie tworzą na podłożu jednorodną napawaną powłokę. w procesach napawania laserowego istotne jest zapewnienie właściwej gęstości mocy wiązki laserowej (104÷105 w/cm2) oraz czasu jej interakcji (0,01÷1 s) z materiałem napawanym i materiałem podłoża [4]. istotna jest również jakość wiązki laserowej, a szczególnie możliwość uzyskania odpowiednich średnic plamki lasera i równomiernego rozkładu gęstości energii – np. top-hat. pozwala to na zlokalizowaną obróbkę, gwarantującą wąską strefę wpływu ciepła, znikome odkształcenie przedmiotu obrabianego oraz niewielki wtop w podłoże, definiowany jako stosunek głębokości wtopienia do całkowitej wysokości napoiny (5÷10%). relatywnie małe wymiary tworzonego na podłożu jeziorka sprawiają, że w procesie występują bardzo wysokie prędkości chłodzenia (>1000 k/s), zapewniające powstanie w napawanych powłokach struktur o bardzo dobrych właściwościach mechanicznych [5]. obecnie technologia napawania laserowego oferuje możliwość tworzenia powłok w zakresie 0,05÷2 mm [6]. od kilkunastu lat widać silny wzrost zastosowania mikrokomponentów w wielu dziedzinach takich jak medycyna, telekomunikacja, przemysł samochodowy, lotniczy, itp. miniaturyzacja produktów wymaga coraz dokładniejszych i zlokalizowanych technologii obróbki. doskonałe możliwości w tym zakresie oferuje technologia laserów ultrakrótkich impulsów ns, ps, fs. przy odpowiednio wysokiej energii i krótkich czasach ekspozycji dochodzi tylko do odparowywania materiału, a jego topienie jest znikome. przykładami dobrze opracowanych i szeroko stosowanych w przemyśle technologii wykorzystujących laser mogą być mikrocięcie, mikrowiercenie oraz mikrospawanie [7, 8]. rys. 1. napawanie laserowe z współosiowym podawaniem proszku [3] fig. 1. laser cladding with coaxial powder supply [3] obecnie naukowcy pracują nad zastosowaniem napawania laserowego w mikroinżynierii, gdzie wymiary geometryczne wytwarzanych elementów nie przekraczają 100 μm. przykładowym obszarem zastosowania mikronapawania są próby tworzenia antykorozyjnych powłok ze stopów al-si (siluminy) na powszechnie stosowanych w przemyśle samochodowym komponentach z bardzo lekkich stopów magnezowych [9]. problemem jest wtedy nałożenie materiału o wyższej temperaturze topnienia na materiał o niższej temperaturze topnienia i parowania. dobór odpowiednich parametrów procesu ma zapewnić minimalny wtop napawanej warstwy w podłoże oraz zapobiec występowaniu mikropęknięć mogących prowadzić do uszkodzenia warstwy wierzchniej podczas użytkowania. przykładem z medycyny są próby implementacji technologii do znakowania metalicznymi markerami stentów wykonanych ze stopów z pamięcią kształtu (nitinol) [10]. napawane tantalowe, niobowe lub platynowe markery służą do identyfikacji stentu w naczyniach krwionośnych, stanowiąc elementy o wysokim kontraście w stosunku do tkanek ludzkich podczas prześwietlania ciała promieniowaniem rentgenowskim. prowadzone są również badania nad mikronapawaniem laserowym elektrycznych kontaktów wykonanych ze złota w metanolowych ogniwach paliwowych dmfc (direct methanol fuel cell) [11]. wzrastająca oporność w miejscach kontaktu pomiędzy stosami w ogniwach prowadzi do wydzielania ciepła i strat mocy wyjściowej. napawane złote mikrokontakty o wymiarach rzędu 70 μm i wysokości 30 μm wyraźnie obniżają straty spowodowane opornością styków oraz charakteryzują się bardzo dobrym wiązaniem z podłożem, co dodatkowo wydłuża trwałość ogniw. stanowisko do laserowego mikronapawania proszków złożoność procesu napawania wymaga integracji wielu odrębnych rozwiązań z zakresu mechaniki, elektroniki i sterowania, optyki i laserów, materiałoznawstwa oraz technologii wytwarzania w jeden funkcjonalny system. końcowa realizacja zależy oczywiście od postawionych wymagań, które są zawsze kompromisem kosztowym. dla opracowywanego stanowiska postawiono wymaganie laserowego napawania ścieżek o szerokościach poniżej 300 µm. przestrzeń robocza została ograniczona do 150x200x100 mm3, a dokładność pozycjonowania powinna wynosić 0,01 mm. projektowane urządzenie miało być platformą badawczą, stąd oczekiwanie elastyczności i otwartości w zakresie sterowania i integracji różnych źródeł promieniowania laserowego, podajników proszków i aparatury monitorującej. 24 przegląd spawalnictwa 9/2011 układ kinematyczny i sterowanie jako bazę nowego urządzenia wykorzystano obrabiarkę cnc premium 4820. jest to trzyosiowa frezarka wyposażona w granitowy stół poprawiający stabilność temperaturową i odporność na drgania. ze względów bezpieczeństwa obudowa obrabiarki wymagała zmian. w celu możliwości bezpośredniej obserwacji procesu obróbki laserowej zastosowano okienko z filtrem ochronnym. dodatkowo zainstalowano wyciąg eliminujący cząstki nieprzetopionego proszku oraz inne produkty obróbki termicznej. system sterowania został wyposażony w dodatkowe elementy bezpieczeństwa, np. interlock zapobiegające nieodpowiedniemu użyciu urządzenia. rys. 2. stanowisko do mikronapawania laserowego fig. 2. laser micro-cladding set-up ruch w poszczególnych osiach jest realizowany za pomocą silników liniowych, których parametry dynamiczne znacznie przewyższają wymagania procesu napawania, a spełnienie wymagań dokładności nie stanowi problemu. sterowanie obrabiarką realizowane jest za pośrednictwem karty apci8001. sygnały sterujące z karty motion przekazywane są do sterownika logosol, który za pomocą serwowzmacniaczy kontroluje parametry ruchu oraz odpowiada za funkcje bezpieczeństwa. realizacja działań na karcie motion realizowana jest współbieżnie przez cztery procesy, które działają niezależnie od obciążenia systemu operacyjnego komputera pc. za ich pomocą zdefiniowano funkcje synchroniczne i asynchroniczne ruchu oraz współpracy z urządzeniami peryferyjnymi. do wizualizacji stanu maszyny i jej urządzeń peryferyjnych oraz parametryzacji opracowano interfejs gui. laser i optyka w pierwszym etapie rozwoju urządzenia jako źródło promieniowania laserowego wybrano laser dyskowy trudisk 4002 (trumpf). laser generuje wiązkę o długości fali 1030 nm, o dobrym rozkładzie energii i jakości wiązki bpp 8 mm∙mrad. promieniowanie jest dostarczane do głowicy obróbkowej światłowodem o średnicy rdzenia 200 μm. głowica laserowa wyposażona jest w soczewkę skupiającą o ogniskowej f = 200 mm i kolimacyjną f = 200 mm, zamontowaną na zmotoryzowanym układzie przesuwnym w osi z w zakresie +10mm/-15mm. dzięki integracji układu napędowego ze sterownikiem możliwa jest zmiana położenia ogniska wiązki laserowej, bez zmiany odległości głowicy od obrabianego przedmiotu. w celu weryfikacji parametrów układu optycznego i źródła laserowego dokonano pomiarów kaustyki wiązki za pomocą focus monitora (primes) (rys. 3). pomiar umożliwił precyzyjne zlokalizowanie ogniska, potwierdzenie parametrów źródła laserowego (bpp = 7,07 mm∙mrad) i zastosowanej optyki (raylength = 1,5 mm) wraz z oceną jej błędów. jak potwierdził pomiar, średnica wiązki w ognisku wynosi 200 µm. w celu lepszego skupienia wiązki laserowej konieczne byłoby zastosowanie soczewki skupiającej o krótszej ogniskowej lub poszerzenie średnicy wiązki za pomocą soczewki kolimacyjnej o dłuższej ogniskowej. układ podawania proszków kolejnym kluczowym składnikiem urządzenia do napawania jest układ podawania proszków. składa się on z podajnika i dyszy podającej proszek (ang. nozzle). wybrano współosiowy układ podawania, dobierając głowice o jak najmniejszej średnicy skupiania wiązki proszku. jak potwierdziły badania, osiągane skupienie zależy głównie od konstrukcji głowicy, parametrów podawania proszku i gazu nośnego, jak również od właściwości użytego proszku (sferyczność i frakcja średnicy ziaren). na rysunku 4 przedstawiono przykładowy wynik porównawczy skupiania dwóch głowic, dla głowicy standardowej (a) średnica skupiania wynosi ok. 3 mm, a dla precyzyjnej (b) ok. 1 mm. pomiarów dokonano w przewężeniu strumienia proszku. w celu ochrony soczewki skupiającej zadawany jest dodatkowy strumień gazu osłonowego. jego parametry również wpływają na ogniskowanie wiązki proszku. rys. 3. wyniki pomiaru kaustyki wiązki laserowej (adc – liczba zliczeń przetwornika) fig. 3. the results of the measurement laser beam caustic (adc – the converter counts) 25przegląd spawalnictwa 9/2011 do dostarczania proszku wybrano podajnik szczotkowy. umożliwia on transport proszków metali o granulacjach mniejszych niż 30 μm. proszki o tak małej granulacji mają tendencję do aglomeracji i w przypadku użycia standardowych metod grawitacyjnych często dochodzi od zasklepiania otworów podających, co staje się przyczyną nierównomiernego podawania. użyty podajnik umożliwia dozowanie proszku w zakresie od 11 μm do 120 mg/s. dzięki integracji ze sterownikiem parametry podawania proszku są zadawane w programie cnc. monitorowanie procesu w celach badawczych wprowadzono układ monitorowania jeziorka spawalniczego. monitorowanie takie odbywa się poprzez współosiową obserwację obszaru przetapianego. głowica optyczna jest wtedy rozszerzana o lustro dichroiczne przekierowujące promieniowanie emitowane z obszaru obróbki do detektora. jako detektor wykorzystywany jest pirometr dwukolorowy umożliwiający pomiary temperatury w zakresie 550÷1400°c (maks. 2000°c), lub kamera hdrc o rozszerzonej dynamice. za pomocą kamery obserwowany jest obszar wokół miejsca obróbki, co ułatwia konfigurys. 4. porównanie zdolności ogniskowania proszku w dyszy: a – standardowej, b – precyzyjnej fig. 4. comparison of the powder focusing nozzle capability: a – standard, b – precision rację stanowiska oraz przebieg procesu. zastosowanie filtra pasmowo – przepustowego dostarcza informacja o rozkładzie temperatury na powierzchni obróbki. pozwala to optymalizować proces napawania przez sterowanie mocą lasera on-line wg kryterium oddziaływania termicznego. próby technologiczne i badania w celu wstępnej weryfikacji technologicznej stanowiska badawczego wykonano zestaw podstawowych napoin oraz wykonano ich makrostrukturalne badania. jako podłoże zastosowano płytę wykonaną ze stali s235 o grubości 10 mm, a do napawania użyto proszku ze stali aisi 316l, podzielonego na dwie frakcje: 20÷40 µm oraz 40÷63 µm. pierwsza seria pojedynczych napoin była parametryzowana mocą lasera, ilością podawanego proszku oraz prędkością posuwu. wyniki przedstawiono na rysunku 7. w czasie badań moc lasera dla pojedynczych ściegów zmieniano w przedziale 80÷140 w. proszek podawany był z trzema prędkościami: 38 mg/s, 66 mg/s oraz 95 mg/s, a prędkość posuwu ustalano w przedziale między 10÷25 mm/s. jako gaz transportowy oraz ochronny stosowano argon. ścieg, którego przekrój pokazano na rysunku 8, cechuje się poprawną geometrią i proporcjami dla napoin [9]. otrzymany został przy gęstości mocy poniżej 300 kw/cm2, co przy zastosowanej plamce rys. 5. wynik monitorowania temperatury jeziorka spawalniczego za pomocą pirometru i współosiowy obraz obszaru obróbki w trakcie procesu. fig. 5. weld pool temperature monitoring by pyrometer and coaxially view of cladding area in the process rys. 6. obraz sem cząstek proszku aisi 316l, frakcja 20÷40 µm fig. 6. sem view of aisi 316l powder, 20÷40 µm fraction rys. 7. seria pojedynczych napoin dla różnych parametrów oraz ich topografia fig. 7. spot cladding series with different parameters and surface topography in selected area rys. 8. przekrój poprzeczny napoiny oraz jej charakterystyczne wymiary fig. 8. cladding cross-section with specific dimensions of it 26 przegląd spawalnictwa 9/2011 odpowiada mocy lasera 100 w. prędkość posuwu wynosiła 15 mm/s, a prędkości podawania proszku 66 mg/s. zauważono, że już niewielka zmiana jednego z parametrów powodowała brak prawidłowego przetopienia oraz zwilżenia materiału. wybrane wyniki wpływu mocy lasera na wysokość i szerokość ściegów, dla różnych prędkości posuwu oraz różnej ilości podawanego proszku, przedstawiono na rysunku 9. szczególnie przy małej prędkości i ilości podawanego proszku, dla większych średnic ziaren obserwowano duży rozrzut wysokości napoiny. rys. 9. zależność wysokości (a) i szerokości (b) napoiny od mocy lasera dla stałej prędkości posuwu. fig. 9. cladding high (a) and width (b) in the function of laser power and constant cladding speed rys. 10. przykłady wadliwych napoin: a) zbyt głęboki wtop, b i c) brak całkowitego przetopu fig. 10. cladding with defects examples: a) to deep penetration, b, c) poor penetration wnioski uzyskane wyniki pozytywnie weryfikują opracowaną technologię oraz system do laserowego mikronapawania proszków. dzięki otwartości stanowiska, stanowi ono dobrą podstawę do badania, rozwoju i optymalizacji takich zastosowań. optymalny dobór parametrów technologicznych dla każdego z przypadków wymaga eksperymentów. obok parametrów głównych procesu, takich jak: literatura [1] ehsan toyserkan, amir khajepour, stephen corbin, laser cladding, 2005 by crc press llc. [2] f. lusquiños, r. comesaña, a. riveiro, f. quintero, j. pou, fibre laser micro-cladding of co-based alloys on stainless steel, surface & coatings technology 203 (2009) s. 19331940. [3] l. dubourg, j. archambeault, technological and scientific landscape of laser cladding process in 2007, surface & coatings technology 202 (2008) 5863–586. [4] wayne penn, laser cladding basics, welding journal – february 2008, copyright 2008 american welding society. [5] vilar r., laser cladding, the international journal of powder metallurgy, vol. 37, no. 2, march 2001. [6] reinhart poprawe, tailored light 2 – laser application technology. springer-verlag berlin heidelberg 2011. na rysunku 10 przedstawiono przykładowe wady występujące wskutek utraty balansu między dostarczaną energią, ilością proszku i posuwem. wada pokazana na rysunku 10a, zbyt głęboki wtop, spowodowana jest zbyt dużą mocą lasera i prędkością posuwu w stosunku do ilości podawanego proszku. gdy ilość podawanego proszku jest zbyt duża w stosunku do prędkości posuwu, dochodzi do efektu pokazanego na rysunku 10b. wyolbrzymiony efekt braku przetopu podłoża pokazano na rysunku 10c, co było skutkiem zbyt wysokiej lokalizacji ogniska skupiania proszku i wiązki laserowej nad powierzchnią. należy zaznaczyć, że zwiększanie dostarczanej energii wiązki lasera przy przekroczeniu parametrów podawania proszku w stosunku do prędkości posuwu nie prowadzi do dobrej jakości napoiny. gęstość energii dostarczanej za pomocą wiązki laserowej, prędkość podawania proszku oraz posuw względny głowica–obiekt, na przebieg procesu wpływają też inne czynniki. jak pokazały badania, krytyczne jest precyzyjne ogniskowanie wiązki proszku i wiązki lasera, jakość powierzchni bazowej, ciśnienie i rodzaj gazu osłonowego, wytwarzana geometria, parametry proszku, itp. [7] koji sugioka, michel meunier, alberto pique, laser precision microfabrication, springer-verlag berlin heidelberg 2010. [8] tomasz baraniecki, maksymilain sidorowicz, jacek reiner, system for ps-laser micromachining, proceedings on international conference production engineering 2011, wroclaw july 2011. [9] bernabe carcel, jesus sampedroa, ana ruescas, xavier toneub, corrosion and wear resistance improvement of magnesium alloys by laser cladding with al-si, physics procedia 12 (2011) 353-363. [10] fraunhofer ilt annual report 2007, fraunhofer institute for laser technology ilt, micro-laser dispersing of x-ray visible markers on stents. [11] fraunhofer ilt annual report 2007, fraunhofer institute for laser technology ilt, manufacturing contact points on bipolar plates for direct methanol fuel cells. a) b) a) b) c) ps 9 2016 www.pdf 95przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 nowoczesne metody lutospawania  w aspekcie jakości i właściwości połączeń modern methods of weldbrazing in the aspect of quality and properties of joints dr inż. tomasz pfeifer, dr inż. sebastian stano – instytut spawalnictwa. autor korespondencyjny/corresponding author: tomasz.pfeifer@is.gliwice.pl streszczenie przedstawiono zasadę procesu lutospawania i omówiono podstawowe metody stosowane na skalę przemysłową. zwrócono szczególną uwagę na metody lutospawania łukowego elektrodą topliwą, zapewniające uzyskanie wymaganej wysokiej jakości (cmt, coldarc, ac-pulse), a także lutospawanie laserowe. rozważono zasady i obszary zastosowania oraz właściwości połączeń lutospawanych, uzyskane w wyniku badań prowadzonych w instytucie spawalnictwa. słowa kluczowe: lutospawanie; metody niskoenergetyczne; lutospawanie laserowe; właściwości połączeń lutospawanych abstract it has been presented the fundamentals of weldbrazing process and methods used on an industrial scale has been discussed. special attention is paid to modern methods of gma braze welding, assuring high quality (cmt, coldarc, ac-pulse), as well as laser brazing. the principles, areas of application and the properties of the braze welded joints, resulting from research conducted at the institute of welding have been discussed. keywords:  weldbrazing; low energy methods; laser beam weldbrazing; weldbraze properties wstęp coraz wyższe wymagania użytkowe stawiane wyrobom i konkurencja na globalnym rynku spowodowały wzrost zainteresowania elementami konstrukcyjnymi (blachy, kształtowniki itp.) z powłokami ochronnymi (cynkowe, aluminiowe, organiczne) i ze stali odpornych na korozję, szczególnie w przemyśle motoryzacyjnym (koncerny oraz firmy kooperujące), elektromaszynowym (instalacje wentylacyjne, urządzenia klimatyzacyjne i chłodnicze), okrętowym i spożywczym (zbiorniki, kontenery), w produkcji sprzętu agd, w przemyśle meblarskim i w budownictwie (pokrycia dachów i elewacji, instalacje wodne). zainteresowaniem cieszą się metody i sposoby, umożliwiające uzyskanie wysokiej jakości połączeń z blach stalowych w zakresie grubości od 0,7 do 3 mm, zwłaszcza z powłokami ochronnymi. coraz częściej, szczególnie w przemyśle motoryzacyjnym jest więc stosowane lutospawanie. wykorzystywane do niedawna lutospawanie elektrodą topliwą w osłonie gazu obojętnego łukiem standardowym nie dawało zadowalających efektów. składały się na to problemy ze wprowadzeniem do złącza zbyt dużej ilości ciepła, czego rezultatem były odkształcenia, uszkodzenia powłoki cynkowej, a także towarzyszące procesowi odpryski, które dodatkowo uszkadzają powłokę ochronną i znacznie pogarszają estetykę połączeń, a ich usunięcie jest operacją czasochłonną i nie zawsze skuteczną. zrobotyzowane procesy łączenia elementów, dominujące w przemyśle motoryzacyjnym, wymagają wysokiej stabilności procesu, czego nie zapewniało lutospawanie tradycyjną metodą mag. odpowiedzią na to zapotrzebowanie przemysłu samochodowego było opracowanie i wdrożenie do powszechnego stosowania tzw. odmian niskoenergetycznych, wśród których najczęściej stosowane są techniki cmt i coldarc. badania technologiczne prowadzone uprzednio w instytucie spawalnictwa oraz doświadczenia przemysłowe i analiza literatury technicznej wskazują, że zastosowanie niskoenergetycznych wariantów lutospawania elektrodą topliwą pozwala na znaczne zmniejszenie odkształceń spawanych detali, ograniczenie rozprysku, a co się z tym wiąże znaczne polepszenie estetyki. wyniki badań wykazały ponadto, że zastosowanie tych metod w przypadku blach z powłokami ochronnymi pozwala zmniejszyć uszkodzenie powłoki [1÷3]. najnowszym rozwiązaniem w zakresie niskoenergetycznych odmian lutospawania elektrodą topliwą jest zastosowanie prądu pulsującego o zmiennej biegunowości (ac pulse, cold process, cmt advanced) [4÷5]. bardzo dobrą jakość połączeń elementów wykonanych z blach ocynkowanych zapewnia lutospawanie plazmowe proszkowe [6]. możliwe jest uzyskanie złączy doczołowych tomasz pfeifer, sebastian stano przeglad welding technology review 96 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 i zakładkowych charakteryzujących się bardzo wysoką estetyką i własnościami wytrzymałościowymi. odpowiedni dobór parametrów zapewnia zachowanie warstwy cynku bez uszkodzeń – proces lutospawania jest bardzo szybki, a cynk nie zdąży odparować. proces stosowany jest głównie na stanowiskach zrobotyzowanych, jednakże w przypadku napraw wykorzystywane jest lutospawanie ręczne. na szczególną uwagę zasługuje technologia lutospawania laserowego, polegająca na uzyskaniu połączenia w wyniku stopienia materiału dodatkowego ciepłem wiązki promieniowania laserowego, oddziałującego na spoiwo i materiał podstawowy. ciepło to powoduje topienie spoiwa oraz podgrzanie łączonych elementów w celu aktywowania procesów kapilarnych i dyfuzji pomiędzy ciekłym lutem a materiałem podstawowym. lutospawanie zapewnia zachowanie powłoki cynkowej w stanie nienaruszonym oraz bardzo dobrą jakość i estetykę, a także własności mechaniczne połączeń [7,8]. w niniejszym artykule scharakteryzowano krótko poszczególne metody lutospawania i omówiono wyniki przeprowadzonych w instytucie spawalnictwa badań technologicznych z zastosowaniem lutospawania łukowego elektrodą topliwą w osłonie gazu obojętnego i aktywnego (wraz z odmianami niskoenergetycznymi), a także lutospawania laserowego blach ocynkowanych o grubości do 1,5 mm. przedstawiono i omówiono wyniki badań strukturalnych i mechanicznych połączeń lutospawanych. przegląd metod lutospawania lutospawanie można określić jako „lutowanie twarde niekapilarne realizowane metodą spawania” [9]. proces ten polega na wykorzystaniu w metodach spawania spoiw o temperaturze topnienia znacznie niższej od temperatury topnienia materiału podstawowego, co powoduje, że mechanizm powstawania połączeń jest taki sam jak przy lutowaniu. ze względu na stosowane źródła ciepła lutospawanie dzieli się na: płomieniowe, łukowe i laserowe. wśród metod łukowych najczęściej stosowane jest lutospawanie w osłonie gazów oraz lutospawanie plazmowe proszkowe. lutospawanie gazowe jest to podstawowa metoda łączenia rur ocynkowanych (grubość warstwy cynku od 100 do 130 µm), stosowanych powszechnie w instalacjach grzewczych, wody pitnej, wody chłodzącej i ściekowej, w instalacjach przeciwpożarowych i sprężonego powietrza [11]. krawędzie rur przygotowuje się jak do spawania, a proces łączenia odbywa się wg zasad lutowania twardego lub wysokotemperaturowego (temperatura likwidus lutu powyżej 900 °c). do lutospawania stosuje się płomień utleniający. proces prowadzi się techniką w „lewo”, tak aby lut (najczęściej mosiężny) znajdował się przed płomieniem palnika, poruszającego się od strony prawej do lewej. złącza rur o grubości ścianki do 4 mm można uzyskać jednym ściegiem. podczas lutospawania należy dodatkowo uzupełniać ilość topnika, przez wprowadzenie go za pośrednictwem lutu. uzupełniania nie wymagają luty otulone cienką i elastyczną warstwą topnika. metoda ta zapewnia uzyskanie poprawnych połączeń pod warunkiem przestrzegania ściśle określonych wytycznych technologicznych (przygotowanie i oczyszczenie krawędzi, odstęp pomiędzy elementami, właściwie wyregulowany płomień, odpowiednia technika lutospawania). niestosowanie się do wytycznych technologicznych może doprowadzić do uzyskania połączeń z niezgodnościami, przede wszystkim z brakiem szczelności. lutospawanie łukowe jest stosowane najczęściej do łączenia elementów o niewielkich grubościach, wykonanych z blach ze stali niestopowych, niskostopowych i stopowych (grubość 0,2÷3 mm) oraz stali z powłokami cynkowymi (grubość powłoki od 5 do 100 µm) oraz aluminiowymi [9-10]. lutospawanie łukowe może być również stosowane do łączenia ze sobą materiałów o skrajnie odmiennych właściwościach fizyko-chemicznych, np.: blach stalowych z elementami miedzianymi [13], blach stalowych z aluminium [14], stali z żeliwem, czy do napawania elementów ze stali o ograniczonej spawalności lub stali niespawalnych (zapewnienie odpowiednio niskiego współczynnika tarcia ślizgowego). ponadto lutospawanie stosuje się do regeneracji elementów odlewanych z materiałów uznawanych za trudno spawalne lub niespawalne [9-10]. lutospawanie łukowe jest najczęściej realizowane przy zastosowaniu spoiw na bazie miedzi elektrodą topliwą w osłonie gazu (oraz odmianami metody mig/mag), rzadziej metodą tig i plazmową. lutospawanie elektrodą topliwą w osłonie gazu jest alternatywną metodą dla spawania łukowego cienkich blach stalowych ze stali niestopowych i niskostopowych, a także cienkich blach zabezpieczonych różnorodnymi powłokami. jego cechy charakterystyczne w porównaniu do spawania to [9,10]: – niewielka ilość dostarczonego ciepła, co ma szczególne znaczenie przy łączeniu cienkich blach (znaczne zmniejszenie odkształceń); – minimalne uszkodzenie powłoki antykorozyjnej na materiale podstawowym w przypadku lutospawania blach stalowych z powłokami; – stabilne jarzenie łuku i minimalna ilość odprysków; – możliwość uniknięcia stopienia krawędzi łączonych elementów; – wysoka wydajność procesu i dostateczna wytrzymałość wykonanych złączy; – estetyczny wygląd lutospoin i łatwa ich obróbka mechaniczna; – możliwość łączenia materiałów różnoimiennych i materiałów trudno spawalnych; – znacznie mniejsza, niż przy spawaniu, ilość wydzieleń dymów i pyłów, zwłaszcza podczas łączenia blach ocynkowanych. lutospawanie łukowe mig/mag polega na stapianiu drutu elektrodowego (lutu) na materiał łączony ciepłem łuku spawalniczego, jarzącego się pomiędzy drutem a materiałem, w osłonie gazu ochronnego (rys. 1). lutospoina powstaje więc w wyniku zwilżenia przez stopione spoiwo powierzchni materiału łączonego podgrzanego ciepłem łuku oraz procesu wzajemnej dyfuzji składników tych materiałów. najczęściej stosowanymi materiałami dodatkowymi są spoiwa na bazie miedzi o temperaturze topnienia nie przekraczającej 1050 °c. wśród nich najliczniejszą i najczęściej stosowaną grupę stanowią spoiwa z brązu krzemowego typu cusi3, cusi3mn1, cusi3mn1al1.5, cusi3mn7. znalazły one bardzo szerokie zastosowanie przede wszystkim w przemyśle motoryzacyjnym do łączenia cienkościennych elementów karoserii samochodowych z blach ocynkowanych galwanicznie i ogniowo. są również zalecane do lutospawania cienkich blach ze stali nierdzewnych [9,10]. kolejną popularną grupę spoiw do lutospawania mig/ mag stanowią brązy aluminiowe z domieszkami m.in.: manganu, żelaza lub niklu. najczęściej stosowanymi spoiwami są brązy typu: cual8, cual8ni2, cual5mn1ni1, cual9ni5fe, cual9fe. są one zalecane do lutospawania blach stalowych aluminiowanych i ocynkowanych, a ich wytrzymałość do97przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 rys. 1. przebieg procesu lutospawania łukowego w osłonie gazu ochronnego metodą mig/mag wraz z przekrojem złącza doczołowego [4] fig. 1. scheme of gas metal arc welbrazing (gma) process and the cross section of the joint chodzi nawet do 700 mpa [9]. w procesach lutospawania mig/mag jako gaz osłonowy najczęściej jest stosowany argon, a także następujące mieszanki: ar + (1÷3)% co2 i ar + (1÷2)% o2. obecnie lutospawanie prowadzone jest najczęściej prądem pulsującym, nieco rzadziej prądem stałym (łukiem zwarciowym), z biegunowością dodatnią lub ujemną na elektrodzie. nowoczesne źródła do spawania elektrodą topliwą w osłonie gazów wyposażone są w specjalne programy dedykowane procesowi lutospawania. programy te, a właściwie specjalistyczne linie synergiczne, stanowią cechę charakterystyczną danego producenta urządzenia. coraz częściej zamiast o linii synergicznej mówi się o metodzie spawania / lutospawania. najpopularniejsze są tzw. „procesy niskoenergetyczne mig/mag”, w których dzięki zastosowaniu zaawansowanego sterowania parametrami napięcia łuku i natężenia prądu ilość ciepła wprowadzonego do złącza jest ograniczana do minimum. dzięki tak precyzyjnemu sterowaniu przebiegiem parametrów prądowo-napięciowych uzyskano bardzo dobrą jakość elementów ocynkowanych galwanicznie i ogniowo oraz możliwe stało się łączenie aluminium ze stalą [1÷3]. spośród „metod niskoenergetycznych” najlepsze wyniki lutospawania uzyskano za pomocą odmian cmt (z ang. cold metal tranfer) i coldarc. umożliwiają one osiągnięcie bardzo dobrej estetyki połączenia, zmniejszenie odkształceń termicznych oraz zapewnia minimalne uszkodzenie warstwy materiału powłoki (cynk, aluminium, powłoki wielofazowe cynk-żelazo) [1÷3]. przy tych procesach mała ilość wprowadzonego ciepła jest korzystna – nawet nie stykające się ze sobą brzegi elementów o bardzo małej grubości nie ulegają nadtopieniu, natomiast ilość ciepła jest wystarczająca do stopienia dość znacznej objętości lutu, co umożliwia tzw. „mostkowanie” czyli polutowanie elementów oddzielonych szczeliną nawet do 2 mm. najnowszym rozwiązaniem w zakresie niskoenergetycznych odmian lutospawania elektrodą topliwą jest zastosowanie prądu pulsującego o zmiennej biegunowości (ac pulse, cold process, cmt advanced – nazwy linii synergicznych). zastosowane do tego celu musi być urządzenie, zapewniające uzyskanie prądu przemiennego, o zmiennym udziale biegunowości ujemnej [4,5]. ten sposób kształtowania przebiegu prądu i napięcia zapewnia mniejszą ilość wprowadzonego ciepła, co pozwala na minimalizację uszkodzenia powłoki ochronnej i uzyskanie znacznie mniejszych odkształceń termicznych. lutospawanie plazmowe polega na wykorzystaniu ciepła skoncentrowanego łuku elektrycznego do podgrzania łączonych elementów i stopienia materiału dodatkowego w postaci proszku lub drutu o temperaturze topnienia niższej od materiału podstawowego [6]. ciepło łuku plazmowego aktywuje procesy kapilarne (zwilżanie, rozpływność spoiwa) oraz zjawiska dyfuzji pomiędzy lutem twardym a materiałem podstawowym, tak jak ma to miejsce w procesach lutowania twardego. do lutospawania, podobnie jak w przypadku metody mig/mag, stosowane są urządzenia uniwersalne, przeznaczone przede wszystkim do spawania lub napawania. proces lutospawania plazmowego, zarówno proszkiem jak i drutem, prowadzony jest w sposób zmechanizowany lub zrobotyzowany. przeprowadzone badania lutospawania blach stalowych ocynkowanych o grubości 0,9 mm wykazały, że istnieje wąski zakres parametrów technologicznych, zapewniający wykonanie prawidłowego połączenia i dobrą jakość [6]. zastosowanie odpowiedniej technologii nie powoduje uszkodzenia powłoki cynkowej i odkształceń elementów. w niektórych przypadkach stosowane jest lutospawanie ręczne (materiał w postaci drutu). w instytucie spawalnictwa opracowano technologię lutospawania plazmowego z dodatkiem drutu bezkońcowej taśmy tnącej do styropianu, wykonanej z taśmy ze stali nc 10, o grubości 0,25 mm. ledeburytyczna stal chromowa nc10 stosowana jest na narzędzia do cięcia o wysokiej wydajności, noże do cięcia blach, narzędzia do gwintowania, ciągadła do drutu, rolki formujące. jej spawanie jest bardzo trudne ze względu na niebezpieczeństwo powstawania pęknięć. zastosowanie lutospawania plazmowego, ze względu na bardzo małą ilość wprowadzonego ciepła umożliwiło uzyskanie połączenia spełniającego wymagania producenta taśmy (trwałość). lutospawanie laserowe w procesie lutospawania laserowego, rozogniskowana wiązka laserowa topi podawany w sposób ciągły materiał dodatkowy w postaci drutu, podgrzewając równocześnie materiał łączony umożliwiając aktywację procesów kapilarnych (rys.3). ochronna powłoka cynkowa pozostaje praktycznie nienaruszona, a lico lutospoiny jest gładkie i równomierne pozwala to, w większości przypadków, na przeprowadzenie bezpośrednio po procesie lutospawania laserowego operacji nakładania powłoki lakierniczej, bez zastosowania specjalnych, dodatkowych operacji. rys. 2. mikrostruktura złącza doczołowego blach ze stali nc10 o grubości 0,25 lutospawanego plazmowo z dodatkiem drutu, traw. nital, pow. 100x fig. 2. microstructure of 0,25 mm thick nc10 steel butt joint weldbrazed using plasma method, etched with nital, magnification 100x 98 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 jako źródła promieniowania laserowego mogą być wykorzystywane praktycznie wszystkie lasery przemysłowe stosowane w spawalnictwie. jednakże ze względu na długość fali promieniowania laserowego i związane z tym absorpcje promieniowania laserowego przez miedź i jej stopy oraz możliwości transportu promieniowania laserowego światłowodem do głowicy roboczej i miejsca obróbki, do procesów lutospawania laserowego stosuje się lasery na ciele stałym (lasery dyskowe, lasery włóknowe) oraz lasery diodowe. w kompletach oferowane są stanowiska zrobotyzowane, w których lasery współpracują z systemem sterowania robota przemysłowego, umożliwiając poprawną pracę sytemu i stosunkowo łatwe programowanie. dodatkowo, lasery te mogą być wyposażone w dodatkowe wyjścia optyczne i światłowody, do których mogą być podłączone kolejne, różne głowice technologiczne znajdujące się na tym samym lub innym stanowisku zrobotyzowanym. pozwala to na zoptymalizowanie czasu pracy rezonatora i jego maksymalne wykorzystanie, nawet w trakcie przestojów związanych ze zmianą detalu czy programu. do prowadzenia procesu lutospawania laserowego niezbędna jest odpowiednia głowica technologiczna umożliwiająca uzyskanie odpowiedniej średnicy plamki wiązki laserowej w obszarze lutospawania oraz podajnik materiału dodatkowego – drutu do obszaru oddziaływania wiązki laserowej. podajnik drutu ma za zadanie stabilnie podawać materiał dodatkowy umożliwiając jego równomierne stapianie. zapewniają to wysokiej jakości podajniki typu push-pull, które posiadają dodatkowe rolki ciągnące, zlokalizowane w bliskiej odległości od obszaru spawania tak, aby zminimalizować opory i niestabilność podawania drutu. wymagania te spełniają laserowe głowice technologiczne przeznaczone do spawania z materiałem dodatkowym w postaci drutu, gdzie rolki podajnika umieszczone są bezpośrednio przy głowicy spawalniczej a drut podawany jest do ogniska wiązki laserowej pod kątem ok. 45 stopni. niezwykle użytecznym rozwiązaniem jest zastosowanie głowicy z elektryczną zmianą położenia soczewki kolimatora, umożliwiającej regulację średnicy plamki wiązki laserowej (stopnia jej rozogniskowania) oddziałującej na końcówkę drutu (rys. 4a). w przypadku braku takiego systemu, zmianę średnicy plamki wiązki laserowej uzyskuje się poprzez podniesienie lub obniżenie całej głowicy, co związane jest każdorazowo z koniecznością zmiany położenia końcówki podajnika drutu. bardziej zaawansowane systemy mogą być wyposażone w głowice laserowe z układem podawania drutu, w którym końcówka drutu jest wykorzystywana jak dotykowy czujnik śledzenia złącza (rys. 4b). proces lutospawania laserowego jest ciągle doskonalony z wykorzystaniem nowych typów laserów, nowych głowic spawalniczych i systemów zrobotyzowanych. obecnie rozwijany jest system lutospawania wielowiązkowego. w rozrys. 3. przebieg procesu lutospawania laserowego [7] fig. 3. scheme of laser weldbrazing process [7] rys. 4. głowica laserowa z systemem podawania drutu oraz elektrycznym systemem ustawiania stopnia rozogniskowania wiązki laserowej (a) i głowica do spawania i lutospawania z materiałem dodatkowym w postaci drutu z taktylnym układem śledzenia złącza (b) fig. 4. laser head with wire feeding and electrical defocusing system (a) and the laser head for welding and weldbrazing using wire tactile sensing system (b) wiązaniu tym wykorzystano możliwości konstrukcyjne laserów włóknowych oraz specjalnej konstrukcji światłowody, które umożliwiają transport trzech wiązek laserowych wytwarzanych niezależnie w rezonatorze lasera do głowicy roboczej (rys. 5). na powierzchni elementu obrabianego optyka procesowa tworzy przypisany każdej z wiązek obszar oddziaływania o określonych parametrach, tworząc dwa małe obszary oddziaływania wiązki laserowej, w których następuje wstępne czyszczenie powierzchni oraz jej podgrzanie i szerszy obszar oddziaływania wiązki głównej, w którym następuje dalsze podgrzewanie elementów lutospawanych oraz bezpośrednie topienie materiału dodatkowego [12]. rys.  5. schemat procesu lutospawania za pomocą wielokrotnej wiązki laserowej [12] fig. 5. the scheme of weldbrazing process with the use of multiple laser beam [12] poniżej przedstawiono wybrane wyniki badań materiałowo – technologicznych, prowadzonych w instytucie spawalnictwa w zakresie lutospawania elektrodą topliwą w osłonie gazu z zastosowaniem niskoenergetycznych odmian procesu, a także w zakresie lutospawania laserowego. a) b) 99przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 badania materiałowo technologiczne  procesów lutospawania  w instytucie spawalnictwa w instytucie spawalnictwa badania w zakresie lutospawania rozpoczęto od badań technologicznych zrobotyzowanego lutospawania łukowego metodą mig prądem pulsującym złączy doczołowych i zakładkowych blach stalowych o grubości 1,5 mm z powłoką cynkową. uzyskane wyniki wykazały, że proces lutospawania przebiegał stabilnie – złącza wykazały dobrą jakość i wysoką estetykę. proces ten wymaga jednakże precyzyjnego doboru parametrów technologicznych w bardzo wąskim zakresie. z uwagi na wysoką rzadkopłynność spoiw na bazie miedzi (cusi3mn1) każde odstępstwo od parametrów uznawanych za najkorzystniejsze (wyznaczone w trakcie badań) powodowało powstawanie niezgodności spawalniczych takich jak: nadmierny nadlew lica i wyciek od strony grani, nadtopienie brzegów materiału podstawowego, przepalenia blach, brak zwilżalności łączonych brzegów blach, rozpryski itp. przeprowadzone badania mechaniczne połączeń wykazały, że wytrzymałość statyczna na rozciąganie złączy doczołowych wynosi od 350÷450 mpa, a złączy ze stali nierdzewnej od 270÷350 mpa. plastyczność połączeń jest wysoka – możliwe jest uzyskanie kąta gięcia złączy doczołowych 180°, za wyjątkiem złączy, w których doszło do nadmiernego nadtopienia materiału podstawowego i jego rozpuszczenia się w ciekłym lucie, co doprowadziło do wydzielenia się kruchych faz międzymetalicznych. w tym przypadku kąt gięcia wynosił maksymalnie 80°[9]. przeprowadzone badania metalograficzne mikroskopowe wykazały, że niewielka ilość wprowadzonego ciepła do złącza lutospawanego powoduje niewielkie zmiany w swc oraz powstanie struktury złożonej z ferrytu i bainitu, a także nieznaczny rozrost ziarna [9]. strefa przejścia (materiał podstawowy – lut) widoczna jest na zdjęciach metalograficznych jako wąska, ciemna, ciągła warstewka (rys. 6a). tworzenie się tej złożonej fazy międzymetalicznej zachodzi prawdopodobnie w wyniku reakcji bezpośredniego oddziaływania ciekłego lutu i materiału podstawowego (rekcja dyfuzyjna) oraz częściowego rozpuszczenia się materiału podstawowego w ciekłym lucie i krystalizacji warstwy fazy międzymetalicznej na ściankach materiału podstawowego jako fazy o tzw. niekongruentnej topliwości (nie występuje w stanie ciekłym przy stężeniu składników odpowiadających jej składowi chemicznemu) [9,10].w strukturze obszaru lutospoiny można wyróżnić jasne ziarna miedzi (α) (pomarańczowe) oraz rozmieszczone w całej objętości drobne i bardzo drobne globularne ciemne fazy (rys. 6b). widać charakterystyczną strukturę dendrytyczną. dendryty te o zróżnicowanym ułożeniu osi głównych posiadają rozbudowany układ ramion wtórnych (rys. 6b). w strukturze tej obserwuje się również mikrosegregację pierwiastków na granicach kryształów (rys. 6c). ujawniono również bardzo drobne wydzielenia złożonych faz międzymetalicznych, opartych głównie na miedzi (ok. 67 %) oraz żelazie (ok. 15%) oraz na fosforku miedzi cu3p (rys. 7). mikroanaliza składu chemicznego obszaru lutospoiny potwierdziła występowanie roztworu stałego złożonego z: krzemu, manganu oraz żelaza, umiejscowionego w osnowie dendrytów. ponadto w strukturze lutospoiny znajdują się wydzielenia fazy χ oraz liczne drobne fazy międzymetaliczne o wysokiej zawartości żelaza [9]. uzyskane wyniki badań zostały następnie wdrożone do praktyki przemysłowej. jako przykłady można wymienić [10]: – opracowanie technologii lutospawania wsporników do belki poprzecznej zderzaka samochodu dostawa) b) c) rys. 6. mikrostruktura złącza doczołowego blach stalowych ocynkowanych o grubości 1,5 mm, lutospawanego metodą mig prądem pulsującym: strefa przejścia od materiału do lutospoiny (a), lutospoina (b, c) fig. 6. microstructure of 1,5 mm thick zinc coated steel butt joint mig weldbrazed using pulsed current: transition zone (a), weldbraze (b, c) czego, wykonanych ze stali o podwyższonej wytrzymałości bez powłoki ochronnej (minimalizacja odkształceń); – opracowanie technologii łączenia elementów przekładni (lutospoina pachwinowa) odlewu z żeliwa szarego zl-250 z elementami konstrukcyjnymi ze stali c45; – opracowanie technologii napawania (natapiania) walców (sworzni) zwałowarko – ładowarki ze stali 42crmo4v z zastosowaniem spoiwa typu cual8. 100 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 w kolejnych latach przeprowadzono szereg badań technologicznych procesu lutospawania łukowego w osłonie gazów z zastosowaniem niskoenergetycznych odmian procesów, takich jak cmt, coldarc oraz lutospawania prądem o zmiennej biegunowości (variable polarity -gma) [1,2,5]. celem tych badań było określenie potencjalnego obszaru zastosowań nowoczesnych procesów lutospawania, a także zbadanie wpływu podstawowych parametrów technologicznych (napięcie łuku, natężenie prądu, prędkość przesuwu, rodzaj gazu osłonowego) na: przebieg procesu, jakość i budowę strukturalną połączeń oraz własności mechaniczne złączy wykonanych z blach stalowych z powłokami na bazie cynku (blachy karoseryjne). badania wykazały, że wszystkie odmiany procesu lutospawania elektrodą topliwą w osłonach gazów zapewniają uzyskanie złączy lutospawanych charakteryzujących się bardzo dobrą jakością (rys. 8), minimalnym uszkodzeniem powłoki ochronnej, a także bardzo dobrymi własnościami mechanicznymi [1,5]. precyzyjne sterowanie mikroprocesorowe parametrami procesu zapewnia stabilny przebieg i bardzo małą ilość odprysków (ok. 1%). dzięki mniejszej ilości wprowadzonego ciepła (lutospawanie w zakresie łuku zwarciowego, ograniczenie prądu zwarcia, zajarzanie łuku z minimalną wartością natężenia prądu) znacznie mniejsze jest nadtorys. 2. wyniki mikroanalizy rentgenowskiej wydzieleń w lutospoinie fig. 2. results of x-ray microanalysis of chemical composition of precipitation in weldbraze pienie krawędzi łączonych elementów, mniejsze są również odkształcenia. estetyka połączeń jest również znacznie lepsza niż w przypadku lutospawania klasycznego prądem pulsującym. w instytucie spawalnictwa przeprowadzono również badania procesu lutospawania połączeń różnoimiennych stali ocynkowanej i nierdzewnej z aluminium oraz tytanu z aluminium. wyniki tych badań zaprezentowano w innej publikacji znajdującej się w niniejszym numerze przeglądu spawalnictwa. jednym z obszarów badawczych w zakresie lutospawania blach stalowych ocynkowanych było określenie wpływu gazu osłonowego na jakość złączy, budowę strukturalną, a także własności mechaniczne. przeprowadzone w instytucie spawalnictwa badania wykazały, że stosowanie jako gazu osłonowego mieszanek argonu z gazami utleniającymi (co2, o2) obniża napięcie powierzchniowe jeziorka spawalniczego, przez co poprawiają się warunki zwilżania i rozpływania stopionego spoiwa na materiale podstawowym (rys. 9). zwiększa się też stabilność łuku i następuje poprawa wyglądu lica lutospoiny oraz zmniejsza się ilość odprysków. mieszankę z tlenem można stosować wraz z lutami dobrze odtlenionymi, gdyż w innym przypadku może powstawać w lutospoinie tlenek miedzi (cuo2), który gromadzi się na granicy ziaren i może być przyczyną kruchości i pęknięć pod wpływem naprężeń [9]. badania wykazały, że wraz ze wzrostem indeksu oksydacyjnego mieszanki zwiększa się ilość wydzieleń faz międzymetalicznych w lutospoinie ze względu na znacznie większe nadtopienie materiału podstawowego [9]. dla spoiw do lutospawania w postaci drutów proszkowych zaleca się stosowanie mieszanki argon-wodór (ar + 2% h2). wodór w mieszance gazowej, podobnie jak tlen i dwutlenek węgla, poprawia stabilność łuku zwłaszcza przy stosowaniu niższych prądów spawania, podwyższa jakość i wygląd ściegu lutospoiny, a także oddziałuje odtleniająco na warstwę cynku w strefie łączenia. jednak mieszanki argonu z tlenem, dwutlenkiem węgla lub wodorem wpływają na wprowadzenie większej ilości ciepła do strefy lutospawanej i mogą sprzyjać intensyfikacji utleniania lub nadtopienia powłok, zwłaszcza cynkowych (rys. 9) [5]. w instytucie spawalnictwa prowadzono również badania procesu lutospawania laserowego. głównym ich celem było poznanie i opanowanie warunków prowadzenia procesu, a także opracowanie podstaw technologicznych lutospawania laserowego z wykorzystaniem nowoczesnej generacji laserów typu yag i specjalnych głowic technologicznych z systemami śledzenia styku jakie dziś zaczynają być coraz rys. 8. lico (a) i grań (b) oraz makrostruktura złącza doczołowego (c) blach ze stali ocynkowanej galwanicznie o grubości 1,5 mm lutospawanego metodą cmt fig. 8. the face (a) and root (b) side and macrostructure of 1,5 mm zinc coated steel butt joint made using cmt weldbrazing 101przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 rys. 9. lico lutonapoiny, próbka od strony przeciwnej oraz makrostruktura lutonapoin wykonanych z zastosowaniem różnych gazów osłonowych fig. 9. overlay brazes made using various shielding gases – view of the face and opposite side of the test piece of the overlay braze, overlay braze macrostructure (etching agent: adler) częściej stosowane w światowym przemyśle. zakres badań obejmował określenie wpływu warunków i parametrów procesu na przebieg lutospawania laserowego i własności złączy wykonanych z blach stalowych z powłoką cynkową o grubości do 1,0 mm. badania przeprowadzono na nowoczesnym stanowisku zrobotyzowanym, wyposażonym w laser dyskowy trudisk 12002 yb:yag firmy trumpf, robot rys. 10. przykładowe makrostruktury złączy lutospawanych laserowo fig. 10. examples of laser weldbrazed joints macrostructures przemysłowy kuka krc30 ha i głowicę scansonic alo3 z taktylnym układem śledzenia styku w złączu. przeprowadzone badania technologiczne wykazały, że proces lutospawania laserowego przebiega stabilnie i pozwala uzyskiwać poprawne złącza, bez nadtopienia blach. złącza charakteryzują się bardzo dobrą jakością i wysoką estetyką (rys.10). 102 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 rys.  11. rejestracja fotograficzna (sekwencja nałożonych fotografii) procesu lutospawania laserowego złączy zakładkowych głowicą z taktylnym układem śledzenia fig. 11. photographic recording (sequence of imposed photographs) of laser weldbrazing process of lap joints using of tactile tracking system head podsumowanie technologia lutospawania umożliwia łączenie elementów ze stali niestopowej z powłokami ochronnymi (cynkowymi, aluminiowymi), ze stali stopowej, a także wykonywanie połączeń różnoimiennych stali z aluminium i aluminium z tytanem. technologia ta umożliwia również łączenie układów materiałowych, które uznawane są za niespawalne, np. żeliwo szare ze stalą do ulepszania cieplnego. niska temperatura procesu i niewielka ilość wprowadzonego w obszar złącza ciepła, zapobiega uszkodzeniu powłoki ochronnej (lutospawanie laserowe i niskoenergetyczne odmiany metody mig/mag) lub powoduje, że jest ono minimalne (lutospawanie łukowe klasyczne). dodatkowo powstająca w procesie lutospawania strefa wpływu ciepła jest znacznie węższa niż w przypadku spawania, a zachodzące w niej zmiany są minimalne. lutospawanie łukowe z zastosowaniem niskoenergetycznych procesów (cmt, coldarc, ac-pulse) umożliwia ograniczenie rozprysku, a także znaczne zmniejszenie odkształceń, zapewnia jednocześnie bardzo dobre własności mechaniczne i plastyczne połączeń. lutospawanie laserowe zapewnia bardzo dobrą jakość i estetykę połączeń, a także bardzo wysoką wydajność procesu. własności mechaniczne połączeń są również bardzo wysokie. łatwość robotyzacji sprawia, że procesy lutospawania stosowane są coraz częściej w przemyśle motoryzacyjny w kraju i na świecie. literatura [1] matusiak j., czwórnóg b., pfeifer t.: spawanie i lutospawanie niskoenergetycznymi metodami mig/mag przeznaczonymi do łączenia materiałów i elementów wrażliwych na ciepło, biuletyn instytutu spawalnictwa, vol. 51 (6), s. 41-46, 2007. [2] matusiak j., pfeifer t.: niskoenergetyczne metody spawania łukowego w osłonie gazów – wpływ warunków materiałowo-technologicznych na jakość złączy i emisję zanieczyszczeń do środowiska pracy, biuletyn instytutu spawalnictwa, vol. 52 (5), s. 85-92, 2008. [3] quintino l., pimenta g., iordanescu d., miranda r., pepe n.: mig brazing of galvanized thin sheets for automotive industry, materials and manufacturing processes, vol. 21 (1), s. 63-73, 2006. [4] joseph a., webb c., haramia m., yapp d.: variable polarity improves weld brazing of galvanized sheet, welding journal, vol. 80 (10), s. 36-40, 2001. [5] pikuła j., mendakiewicz j., pfeifer t.: wpływ gazu osłonowego na własności połączeń blach ocynkowanych wykonanych metodą lutospawania mig/mag prądem o zmiennej biegunowości, biuletyn instytutu spawalnictwa, vol. 58 (1), s. 54-59, 2014. [6] klimpel a., czupryński a., górka j.: lutospawanie plazmowe proszkowe pta złączy blach karoseryjnych galwanizowanych cynkiem, przegląd spawalnictwa, nr 9, s. 26-31, 2007. [7] banasik m., stano s., dworak j.: lutospawanie laserowe na stanowiskach zrobotyzowanych, biuletyn instytutu spawalnictwa, vol. 56 (5), s. 134-139, 2012. [8] klimpel a., czupryński a., górka j.: lutospawanie laserowe ocynkowanych blach karoseryjnych, biuletyn instytutu spawalnictwa, vol. 50 (6), s. 39-43, 2006. [9] gawrysiuk w.: technologia lutospawania łukowego. zalecenia technologiczne i przemysłowe przykłady zastosowań, biuletyn instytutu spawalnictwa, vol. 49 (3), s. 35-40, 2005. [10] różański m., gawrysiuk w.: lutospawanie mig/mag blach ocynkowanych i przykłady trudno spawalnych układów materiałowych, przegląd spawalnictwa, nr 9, s. 7-12, 2007. [11] mirski z., granat k.: lutospawanie gazowe ocynkowanych rur stalowych, przegląd spawalnictwa, nr 2-3, s. 19-21, 2003. [12] t. strite, a. gusenko, m. grupp, t. hoult: lasery włóknowe w zastosowaniu do obróbki materiałów za pomocą wielokrotnej wiązki laserowej, biuletyn instytutu spawalnictwa, vol. 60 (3), s. 46-48, 2016. [13] a. czupryński, t. kik, j. górka: wykorzystanie niskoenergetycznego procesu cbt do łączenia stali wysokostopowej z miedzią, przegląd spawalnictwa, vol. 87 (nr 5), s. 21-31, 2015. [14] a. czupryński, d. janicki: przyczyny pęknięć lutospoin w złączach różnoimiennych typu aluminium-ocynkowana stal niestopowa, przegląd spawalnictwa, vol. 88 (nr 5), s. 43-48, 2016. rejestracja procesu lutospawania laserowego umożliwiła poznanie jego przebiegu i zjawiska tworzenia się lutospoiny. w trakcie trwania procesu na powierzchni czołowej drutu tworzy się, w wyniku oddziaływania części przekroju plamki lasera, cienka, ciekła warstewka roztopionego metalu. warstewka ta pod wpływem siły ciężkości spływa stabilnie w sposób ciągły do jeziorka roztopionego metalu tworząc z nim jeden wspólny obszar metalu w stanie ciekłym (rys. 11). drut dolnym „ostrym” końcem jest dociskany i przesuwa się (ślizga) po powierzchni dolnej blachy. przebiegający w ten sposób proces powoduje, że pozostała (poza cienką roztopioną warstewką) część drutu zachowuje dostateczną sztywność i może być dociskana do czołowej powierzchni górnej blachy siłą boczną służąc, jako „dotykowy sensor” taktylnego układu śledzenia. taki przebieg procesu można uzyskać tylko w wyniku precyzyjnego doboru i korelacji wszystkich parametrów procesu: mocy, prędkości, trzech kątów ustawienia głowicy i siły bocznego docisku. na początkowym stadium procesu, gdy metal nie jest jeszcze nagrzany, na końcu drutu może tworzyć się eliptyczna kropla (rys. 11) w zależności od parametrów procesu o średnicy ok. 2-3 razy większej niż średnica drutu. w tym czasie materiał lutospawany jest ciągle podgrzewany wiązką promieniowania laserowego. po osiągnięciu odpowiedniej temperatury kropla z końcówki drutu rozpływa się na powierzchni blach tworząc ciekłe jeziorko, na czołowej powierzchni drutu tworzy się stabilna ciekła, cienka warstewka metalu połączona z jeziorkiem, a proces przyjmuje stabilny charakter. 201213_pspaw.pdf 8 przegląd spawalnictwa 13/2012 dominik kukla paweł grzywna andrzej zagórski ocena rozwoju degradacji zmęczeniowej stali p91 na podstawie zmian kąta fazowego sygnału prądowirowego evaluation of fatigue degradation in the p91 steel  based on changes eddy current phase angle signal  dr inż. dominik kukla, mgr inż. paweł grzywna – instytut podstawowych problemów techniki pan, dr inż. andrzej zagórski – politechnika warszawska. streszczenie badania dotyczyły oceny możliwości monitorowania rozwoju degradacji stali p91 pod wpływem zmiennych obciążeń cyklicznych, na podstawie zmian wartości kąta fazowego sygnału prądowirowego mierzonej w kolejnych cyklach zmęczeniowych. na podstawie badań zależności wartości kąta fazowego sygnału prądowirowego od stanu naprężeń (rozciągających i ściskających) w próbce poddanej obciążeniem zmęczeniowym stwierdzono niemal liniowy wpływ wielkości i kierunku naprężenia na ten parametr. badania w zakresie oceny stopnia uszkodzenia zmęczeniowego próbek realizowano podczas zatrzymania prób zmęczeniowych po określonej liczbie cykli, przy zerowej sile obciążenia, w kilku miejscach, wzdłuż osi głównej próbki. na tej podstawie możliwa była lokalizacja miejsc rozwoju uszkodzeń zmęczeniowych przed powstaniem pęknięcia. abstract the investigations concerned the possibility of monitoring the degradation of p91 steel during cyclic loading, based on the changes in phase angle of eddy current signal measured at successive fatigue cycles. the investigations of the influence of the stress state (compressive and tensile) in the sample on the values of phase angle evidence almost linear dependence of this parameter and the value and direction of the stress. the estimation of the fatigue failure degree of the samples was realized after specified number of cycles. the measurements were performed in several points along the principal axis of the sample. based on this investigations, it was possible to detect the zones in which the fatigue failure were evolved, before fracture occurred. materiał i metodyka badania badania wykonano na próbkach płaskich, pobranych z fragmentu rury z żarowytrzymałej stali p91 przeznaczonej do pracy w podwyższonej temperaturze. parametry wyznaczone w statycznej próbie rozciągania (tabl. i) pozwoliły dobrać zakres amplitudy naprężenia w testach zmęczeniowych od 360 do 380 mpa. dla oceny zależności wartości kąta fazowego od wielkości i charakteru naprężenia przeprowadzono pomiary tego parametru podczas próby statycznego ściskania i rozciągania w zakresie naprężenia od –400 do +400 mpa, co dla uzyskanych wartości parametru re można uznać za zakres sprężysty. podczas testu wykonano pomiar kąta w centralnej części próbki przy naprężeniu rozciągającym o wartości: 0, 100, 200, 300 oraz 400 mpa, a następnie przy naprężeniu ściskającym o wartości: –100, –200, –300 i –400 mpa. badania wytrzymałościowe i zmęczeniowe wykonano na maszynie hydraulicznej mts 810, przy częstotliwości 20 hz, na próbkach płaskich, o geometrii umożliwiającej wykonanie pomiarów z użyciem prądowirowej sondy ołówkowej. badania tego typu stali prowadzono także dla innych geometrii próbki, a wyniki zawarto m. in. w [1, 2]. szkic próbki ze wskazaniem miejsc pomiarów kąta fazowego pokazano na rysunku 1. badania stopnia uszkodzenia próbek pod wpływem zmiennych obciążeń cyklicznych dokonano przy użyciu apartu miz 27 si firmy zetec przy zastosowaniu 9przegląd spawalnictwa 13/2012 sondy o zakresie częstotliwości od 500 khz do 1 mhz. procedura pomiaru kąta fazowego realizowana była z wykorzystaniem oprogramowania dostępnego w aparacie miz 27 si (rys. 2) i sprowadzała się do pomiaru kąta nachylenia linii stycznej do krzywej oddalenia (lift off) dla materiału próbki w miejscach wyznaczonych do pomiaru, zgodnie ze schematem na rysunku 1. spośród innych metod pomiaru zmian parametrów prądowirowych testowanych przez autorów [3] ta wydaje się najbardziej powtarzalna i precyzyjna. pomiary realizowano na próbkach zamontowanych w szczękach maszyny wytrzymałościowej, przy zerowej sile obciążenia, najpierw przed testem zmęczeniowym (w celu uzyskania sygnału referencyjnego), a następnie podczas kolejnych zatrzymań testu po określonej liczbie cykli, dobranej w zależności od amplitudy naprężenia. wybór lokalizacji punktów pomiaru kąta i ich liczba wynikały z tendencji do pękania próbek zarówno w środku części pomiarowej, jak i w obszarze redukcji przekroju, zarówno w dolnej, jak i górnej części. ponadto z uwagi na powierzchniowy charakter pomiaru metodą prądów wirowych wykonano je po obu stronach próbki. taka procedura pomiarów pozwala na identyfikację i lokalizację uszkodzenia zmęczeniowego we wczesnym etapie jego rozwoju, poprzedzającym dynamiczny wzrost odkształcenia, a także umożliwia monitorowanie jego rozwoju na podstawie dynamiki zmian wartości kąta fazowego. wyniki badań na podstawie pomiarów kąta fazowego próbki ze stali p91 pod obciążeniem rozciągającym i ściskającym o wartości od –400 do 400 mpa stwierdzono niemal liniową zależność tego parametru od wielkości i kierunku naprężenia, co obrazuje wykres na rysunku 3. na wykresie tym przedstawiono uśrednione wyniki pomiarów z obu stron próbki, zarówno kąta linii stycznej do krzywej oddalenia, jak i linii siecznej, łączącej dwa skrajne punktu krzywej od efektu lift off. niezależnie od zastosowanej metodyki pomiaru wartość zmierzonego kąta zmienia się proporcjonalnie do wartości obciążenia próbki. wartości zmierzonych kątów fazowych nie różnią się znacząco dla szerokiego zakresu obciążenia, tym niemniej uwidoczniono zależność tego parametru od kierunku i wartości naprężenia. kolejne trzy wykresy przedstawiają zmiany wartości kąta fazowego sygnału prądowirowego w funkcji liczby cykli zmęczeniowych dla trzech próbek poddanych testom zmęczeniowym o amplitudzie naprężenia wartości 360 (rys. 4), 370 (rys. 5) i 380 mpa (rys. 6). poszczególne linie na wykresie przedstawiają zmianę mierzonego parametru w różnych miejscach próbki w funkcji liczby cykli, przy czym linia zielona prezentuje wynik uśredniony dla obu części chwytowych próbki i stanowi poziom odniesienia dla zmian w pozostałych punktach. na podstawie spadku wartości kąta fazowego wraz z rozwojem degradacji zmęczeniowej można wskazać miejsca, gdzie rozwija się ona najszybciej i gdzie można spodziewać się inicjacji pęknięcia. różnice pomiędzy wartością referencyjną kąta fazowego (część chwytowa) a wartościami w pewnych obszarach tablica i. parametry wytrzymałościowe badanej stali p91 oraz według pn-en 10216-2:2004 table i. mechanical properties of tested p91 steel and acc. to pn-en 10216-2:2004 parametry rm, mpa re, mpa a, % p91 materiał badany 662 497 25 wg pn: 10216-2:2004 630÷830 > 450 17÷19 rys. 1. szkic próbki ze wskazaniem miejsc pomiaru kąta fazowego fig. 1. scheme of specimen with marked location of phase angle measurements rys. 2. metodyka pomiaru kąta fazowego z zastosowaniem liniowej aproksymacji stycznej do krzywej oddalenia fig. 2. method of phase angle measurement with the use of linear approximation of the tangent to the curve distance rys. 3. zależność kąta fazowego od wartości naprężenia fig. 3. function of phase angle and intensity of stress 10 przegląd spawalnictwa 13/2012 części pomiarowej rosną wraz ze wzrostem amplitudy naprężenia. różnice te osiągają maksymalne wartości w ostatnim etapie procesu zmęczenia, ale jeszcze przed pęknięciem próbki i wynoszą odpowiednio: 3o dla amplitudy 360 mpa, 5o dla 370 mpa i 5,5o dla amplitudy 380 mpa. zmiany te można uzasadnić, m.in. lokalnym wzrostem poziomu naprężeń resztkowych powstałych w wyniku obciążeń cyklicznych, inicjacją mikropęknięć generowanych lokalnym uplastycznieniem (np. wokół twardych wtrąceń) lub też lokalną zmianą składu spowodowaną procesami wydzieleniowymi. wielkość tych zmian (w porównaniu z wielkością zmian wartości kątów uzyskanych dla próbki pod statycznym obciążeniem 400 mpa) oraz dynamika ich rozwoju w kolejnych cyklach zmęczenia sugeruje ich związek z procesami degradacji mikrostruktury w tym procesie. na wartość kąta fazowego sygnału prądowirowgo mogą wpływać (poza stanem naprężeń) lokalne zmiany składu chemicznego (np. procesy wydzieleniowe, migracja pierwiastków) czy gęstości (wzrost liczby porów). ponadto na pewnym etapie rozwoju uszkodzenia zmęczeniowego pojawiają się mikropęknięcia mogące wpływać na zaburzenie linii sił wzbudzanego pola elektrycznego, a tym samym na zmianę wartości kąta fazowego. tego typu procesy i zjawiska mogą zachodzić w materiale poddanym obciążeniom cyklicznym, a tym samym ich identyfikacja i lokalizacja możliwa jest przy wykorzystaniu metody prądów wirowych. na wszystkich trzech wykresach pokazanych na rysunkach 4÷6 widać stały poziom wartości kąta fazowego dla części chwytowej próbki, we wszystkich pomiarach w kolejnych cyklach obciążenia. niemal wszystkie pozostałe linie wskazują na mniejszy lub większy spadek wartości kąta wraz ze wzrostem liczby cykli. dla niektórych punktów pomiarowych można zaobserwować zatrzymanie spadku (rys. 5. – środek próbki), a w większości przypadków wzrost wartości kąta fazowego dla największej liczby cykli zmęczeniowych (rys. 4 i 6). ostatni pomiar wartości kątów we wszystkich punktach dla danej próbki wykonywany był po teście zakończonym uszkodzeniem próbki. zatem zatrzymanie tendencji spadkowej wartości kąta w miejscach o największym stopniu uszkodzenia w ostatnim cyklu pomiarowym może wynikać z relaksacji skumulowanych naprężeń resztkowych w obszarach zdegradowanych. relaksacja naprężeń w wyniku uszkodzenia próbek miała też różne przyczyny. charakter zniszczenia próbek w efekcie zmęczenia był różny – inny dla próbki o amplitudzie zmęczenia 360 mpa, gdzie doszło rys. 4. zmiany kąta fazowego w kolejnych cyklach zmęczeniowych o amplitudzie naprężenia 360 mpa w różnych miejscach próbki fig. 4. phase angle changes in following load fatigue cycles with 360 mpa stress amplitude in various location in sample rys. 5. zmiany kąta fazowego w kolejnych cyklach zmęczeniowych o amplitudzie naprężenia 370 mpa w różnych miejscach próbki fig. 5. phase angle changes in following load fatigue cycles with 370 mpa stress amplitude in various location in sample rys. 6. zmiany kąta fazowego w kolejnych cyklach zmęczeniowych o amplitudzie naprężenia 380 mpa w różnych miejscach próbki fig. 6. phase angle changes in following load fatigue cycles with 380 mpa stress amplitude in various location in sample rys. 7. złomy próbek po testach zmęczeniowych przy amplitudzie: a) 360 mpa, b) 370 mpa, c) 380 mpa fig. 7. pictures of the samples after the test scrap fatigue with amplitude of: a) 360 mpa, b) 370 mpa, c) 380 mpa ką t f az ow y sy gn ał u „li ft of f” – a pr ok sy m ac ha s ty cz na ką t f az ow y sy gn ał u „li ft of f” – a pr ok sy m ac ha s ty cz na ką t f az ow y sy gn ał u „li ft of f” – a pr ok sy m ac ha s ty cz na a) b) c) liczba cykli zmęczeniowych liczba cykli zmęczeniowych liczba cykli zmęczeniowych 11przegląd spawalnictwa 13/2012 do kruchego pęknięcia w górnej połowie próbki (rys. 7a), a inny w przypadku pozostałych próbek, które w ostatnim etapie zmęczenia wykazały efekt przegrzania (rys. 7b, 7c). stąd też różny charakter zniszczenia w końcowym etapie zmęczenia poszczególnych próbek. niemniej jednak efekt wzrostu wartości kąta wnioski proces degradacji zmęczeniowej w próbkach ze stali p91 związany jest z koncentracją naprężeń w najmniejszym przekroju próbki, co prowadzi do zlokalizowanego rozwoju odkształceń plastycznych w tym obszarze, inicjacji i rozwoju mikropęknięć oraz utworzenia pęknięcia dominującego i dekohezji próbki. w początkowej fazie procesowi temu towarzyszyć mogą inne zjawiska związane z lokalną zmianą składu, czy gęstości, które wspólnie prowadzą do uszkodzenia zmęczeniowego. te zjawiska i procesy związane są z minimalnymi, ale lokalnie zintensyfikowanymi zmianami właściwości elektrycznych i magnetycznych, dzięki czemu ich identyfikacja jest możliwa z wykorzystaniem pomiaru kąta fazowego sygnału prądowirowego. pozwala to na stosunkowo wczesną lokalizację miejsc potencjalnych uszkodzeń i monitorowanie ich rozwoju. wymaga to jednak opracowania procedur pomiarowo-badawczych z systemem wzorcowania i kalibracji, które pozwolą na identyfikację i analizę minimalnych zmian sygnału prądowirowego wywołanych obciążeniami zmęczeniowymi. literatura [1] kukla d., dietrich l., ciesielski m.: ocena stopnia uszkodzenia eksploatacyjnego materiału rurociągu parowego na podstawie analizy zmian właściwości zmęczeniowych i mikrostruktury, acta mechanica et automatica, vol. 5 no. 3 (2011), s. 55-60. [2] kukla d., grzywna p.: ocena rozwoju procesów zmęczeniowych związanych z lokalnymi odkształceniami na przykładzie stali p91 dla energetyki, energetyka 8/2012, s. 405-410. [3] 40 krajowa konferencja badań nieniszczących, warszawa, październik 2011, kukla d., ciesielski m., jaśkiewicz a.: ocena stopnia uszkodzenia zmęczeniowego stali dla energetyki z zastosowaniem metody prądów wirowych – zeszyty problemowe badania nieniszczące, s. 22. przeglad welding tec nology re iew redakcja przegląd spawalnictwa, ul. świętokrzyska 14a, 00-050 warszawa tel.: 22 827 25 42, fax: 22 336 14 79; e-mail: pspaw@ps.pl, www.pspaw.ps.pl fazowego w ostatnim pomiarze, który wykonywany był (zgodnie z procedurą) w bezpośredniej bliskości powstałego uszkodzenia, można tłumaczyć relaksacją naprężeń zarówno w wyniku pęknięcia, jak i przegrzania próbki w obszarze intensyfikacji procesu degradacji. 201109_pspaw.pdf 64 przegląd spawalnictwa 9/2011 johannes wilden auftragschweißen von nanokristallin erstarrenden eisenbasiswerkstoffen auf aluminiumsubstraten napawanie nanostrukturalnie krystalizujących materiałów  na osnowie żelaza na podłoże aluminium prof. dr.-ing. habil. johannes wilden – funktionswerkstoffe und beschichtungen hochschule niederrhein, niemcy. streszczenie przeanalizowano metody zmniejszenia wprowadzenia ilości ciepła do napawanego podłoża. wykazano korzystne właściwości napoin o budowie nanostrukturalnej. przedstawiono wyniki badań strukturalnych napoin z zastosowaniem drutów proszkowych (stopy na osnowie żelaza) na stop aluminium alsi8cu3, przy uzyskaniu niskoenergetycznych warstw napawania, w tym z zastosowaniem warstw przejściowych. abstract the methods of the heat input to the surfacing by weld ing substrate decrease is analyzed. it is shown the good properties of nanostructure padding welds. structure analysis of padding welds deposited with the use of flux wire (fe matrix alloys) on the alsi8cu3 aluminum alloy substrate is presented. the low energy and transient pad welded layers are reached. einleitung die zunehmenden anforderungen an fahrzeuge und andere konstruktionen bezüglich ihrer unterhaltskosten, umweltverträglichkeit und leistungsdichte zwingen die hersteller vermehrt zu leichtbaukonstruktionen. somit lässt sich beispielsweise über gewichtseinsparungen der kraftstoffverbrauch senken und die fahrdynamik verbessern. neben neuartigen hochfesten stahlwerkstoffen kommen vor allem aluminiumlegierungen zum einsatz. aluminiumgussbzw. knet werkstoffe sind seit vielen jahren als werkstoffe für den konstruktiven leichtbau etabliert und werden heute sehr umfangreich eingesetzt. gilt es, an derartigen bauteilen einen partiellen verschleißschutz zum beispiel für dichtflächen wie beispielsweise ventilsitze in kompressoren, motoren, armaturen oder auch lagersitze in getrieben oder querlenkern zu realisieren, so kommen heute häufig inlays aus einem verschleißbeständigen werkstoff zur anwendung, da aluminiumlegierungen im allgemeinen nur einen geringen verschleißschutz gewährleisten. hierfür ist einerseits bereits bei der konstruktion bauraum vorzusehen und andererseits der fertigungsaufwand, beispielsweise für passungen, sehr hoch. um den sicheren sitz von inlays zu gewährleisten, muss sowohl der sitz im aluminium als auch das inlay mit hoher genauigkeit gefertigt werden, das inlay eingepresst oder eingeschrumpft und anschließend die dichtfläche entsprechend den geforderten formund lagetoleranzen sowie der ober flächenqualität endbearbeitet werden. auch im betrieb ist diese konstruktion nicht unproblematisch, da sich beispielsweise bei thermozyklen oder auch im dauereinsatz bei erhöhter temperatur infolge der unterschiedlichen ausdehnungskoeffizienten das inlay lockern kann, was u.a. auch in folge eines veränderten wärmestromes zum versagen des dichtsitzes führen kann. eine ideale lösung wäre das auftragschweißen bei spielsweise des dichtrings aus einer verschleißbeständigen legierung z.b. auf eisenbasis. für die technische umsetzung muss dabei sowohl die problematik der bildung intermetallischer phasen im interface und die größe des schmelzbades während des beschichtungsvorganges, als auch die problematik während des betriebs auftretender thermischer spannungen 65przegląd spawalnictwa 9/2011 im interface zwischen al-legierung und beschichtung beherrscht werden. die geregelte kurzlichtbogentechnik, welche in den letzten jahren bis zur marktreife entwickelt worden ist, bietet die möglichkeit, kostengünstig und sowohl automatisiert, teilmechanisiert als auch händisch auftragschweißungen herzustellen. aufgrund des kontrollierten wärmeeintrages besitzt diese technologie das potenzial, die bildung intermetallischer phasen zu begrenzen und die schmelzbadgröße einzuschränken. als beschichtungswerkstoffe eröffnen innovative, nanokristallin erstarrende eisenbasislegierungen völlig neue eigenschaftsprofile. neben hoher verschleißbeständigkeit können diese je nach gefügestruktur extrem geringe wärmeleitfähigkeiten aufweisen, wie sie bisher von keramischen wärmedämmschichten bekannt sind. in dem forschungsvorhaben sollen die prozess technischen mit den werkstofftechnischen möglichkeiten zu einer technologie zum beschichten von aluminiumlegierungen mit nanokristallin erstarrenden eisenbasiswerkstoffen zusammengeführt werden. stand der technik das ausnutzen nanoskaliger effekte bietet vielfältige über den derzeitigen stand der technik hinausgehende möglichkeiten, werkstoffeigenschaften auch auf sich scheinbar widersprechende anforderungen auszulegen. die technische umsetzung derartiger möglichkeiten erfolgt in der „klassischen“ beschichtungstechnik bisher nicht, so dass dieses potenzial ungenutzt bleibt. jüngste entwicklungen in der werkstofftechnologie haben dazu geführt, dass einige eisenbasiswerkstoffe verfügbar sind, die feinst-/ nanokristallin erstarren. sie zeichnen sich dadurch aus, dass durch zugabe von legierungselementen auch bei relativ geringeren abkühlraten ein amorphes/nano-/feinstkristallines gefüge entsteht. diese werkstoffe weisen eine hohe verschleißbeständigkeit, sowie eine extrem geringe wärmeleitfähigkeit auf, was eine anwendung sowohl als verschleißschutzals auch wärmedämmschicht möglich erscheinen lässt. beim beschichten von aluminiumlegierungen mit fe-basiswerkstoffen stellt die bildung spröder intermetallischer phasen (fexaly) eine besondere problematik dar. der einsatz der geregelten lichtbogentechnik ermöglicht jedoch einen definierten energieeintrag, so dass das aufschmelzen des grund werkstoffes stark reduziert und somit die bildung intermetallischer phasen weitgehend unterdrückt werden kann. zudem scheint diese verfahrensweise ein hohes potenzial zu haben, da in folge des minimalen energieeintrages in das substrat hohe abkühlraten realisiert werden können. für einen sicheren einsatz dieser werkstoffund beschichtungsstrategie in kmu gibt es derzeit keine abgesicherten erkenntnisse, die es kmu ermöglichen, neue arbeitsfelder mit einem kostengünstigen und innovativen prozess zu erschließen. durch den zunehmenden einsatz von aluminiumlegierungen treten vermehrt verschleißprobleme an hoch belasteten oberflächen auf. so sind beispielsweise ventilsitze in verbrennungsmotoren hohem verschleiß aufgrund von reibung und hoher temperaturen ausgesetzt. zum verschleißschutz von aluminiumlegierungen kommen heutzutage unterschiedliche verfahren, wie beschichten der oberflächen oder einpressen von inlays, zum einsatz. diese können die lebensdauer der bauteile z.t. erheblich verlängern. das einpressen von inlays in die bauteile ermöglicht es, den verschleiß, beispielsweise bei gleitlagern oder ventilsitzen, zu minimieren. zum einsatz kommen dabei einsätze beispielsweise aus stahlwerkstoffen oder keramik [wan 98, ano 97]. die herstellung solcher bauteile erfordert jedoch höchste anforderungen an den fertigungsprozess. so müssen übermaßpassungen sowohl beim inlay als auch beim bauteil gefertigt werden. anschließend werden die einsätze in bzw. auf die bauteile aufgeschrumpft und/oder gepresst. bei der konstruktion ist zu beachten, dass ausreichend platz für die einsätze im bauteil vorgesehen wird und dass durch unterschiedliche materialien die wärmeleitung begünstigt bzw. verschlechtert werden kann. während des betriebes kann es aufgrund thermischer und mechanischer beanspruchungen zum lockern der inlays kommen. eine andere möglichkeit besteht darin, die einsätze während des gießvorganges in das bauteil zu integrieren. so werden häufig graugussbuchsen in pkw motorblöcke eingegossen um das reibungsund verschleißverhalten der zylinder zu verbessern [spa 01, mai 95]. jedoch ist auch hier ausreichender bauraum bei der konstruktion vorzusehen. der verschleißschutz von aluminiumlegierungen mittels dünner schichten, welche beispielsweise mittels pvd oder galvanischen verfahren aufgetragen werd en, ist ebenfalls möglich. diese bieten trotz geringer schichtdicken einen guten verschleißschutz und vermindern die reibung [sch 97], [rib 99]. jedoch kann es aufgrund unterschiedlicher thermischer ausdehnungskoeffizienten der substratund beschichtungswerkstoffe zum aufbrechen der beschichtungen, dem sogenannten „eierschaleneffekt“, kommen [sen 04]. thermische spritzschichten ermöglichen nahezu unbegrenzte möglichkeiten substratund schichtwerkstoffe zu kombinieren. daher werden aluminiumsubstrate teilweise mit thermisch gespritzten verschleißschutzschichten versehen. durch die optimierung der legierungszusammensetzung können die rei bwerte und der verschleiß vermindert und somit die lebensdauer der bauteile verlängert werden. als beschichtungsverfahren kommen hier beispielsweise das atmosphärische plasmaspritzen oder das lichtbogenspritzen zum einsatz. unter berücksichtigung der innendurchmesser von zylinderlaufbahnen müssen speziell angepasste brennersysteme eingesetzt werden [gad 04, mcc 95, uoz 05]. jedoch ergeben sich nach teile für diese technologie aufgrund der geringen 66 przegląd spawalnictwa 9/2011 abb. 2. zeitlicher strom/spannungsverlauf beim coldarcund beim konventionellen kurzlichtbogenschweißen /www.ewm.de/ rys. 2. przebieg natężenia prądu i napięcia łuku dla procesu spawania metodą coldarc i konwencjonalnego spawania zwarciowego (www.ewm.de) abb. 3. nano-/feinstkristallin erstarrter fe-basis legierung www.nanosteelco.com/ rys. 3. nanokrystaliczna drobnoziarnista struktura stopu na osnowie fe haftfestigkeiten und der relativ großflächigen anwend ung. eine möglichkeit zur verbesserung der haftfestigkeiten wäre ein beschichtungsprozess bei dem eine metallurgische anbindung erfolgt. mittels auftragschweißen lassen sich schichten mit guten haftfestigkeiten zum grundwerkstoff herstellen, da die substrate lokal aufgeschmolzen werden und eine gemeinsame schmelze entsteht. unterschiedliche schichtsysteme wurden entwickelt, um die verschleißeigenschaften zu optimieren. dabei kommen häufig verbundpulversysteme mit eingelagerten hartstoffen (z.b. wolframschmelzkarbide, vanadiumkarbide oder titanboride) zum einsatz. um wirtschaftlich beschichtungen mit ausgezeichnetem verschleißverhalten aufzutragen, sollten eisenbasiswerkstoffe verwendet werden. jedoch ergeben sich hieraus metallurgische schwierigkeiten. aufgrund der geringen löslichkeit von aluminium in eisen und der bildung spröder intermetallischer phasen (fexaly) kommt es zu rissbildung in der grenzschicht und somit zum versagen der verbindung [wag 01, rad 97, zer 98]. nur wenn es gelingt, die ausbreitung des phasensaumes durch eine angepasste wärmeführung auf unter 5 µm zu begrenzen, kann eine solche verbindung hinreichende haftzugfestigkeiten erreichen. eine möglichkeit den wärmeeintrag in den grund werkstoff zu minimieren, bietet die lasertechnologie. auftragschweißprozesse von eisenbasislegierungen (fecrc) auf aluminiumsubstrate wurden beispielsweise von iwatani durchgeführt [iwa 05]. es konnte nachgewiesen werden, dass der wärmeeintrag beim auftragschweißen mittels diodenlaser gegenüber dem auftragschweißen mittels co2 laser verringert werden kann. dadurch kann der aufmischungsgrad auf ca. 8% begrenzt werden. jedoch ergibt sich ein breiter saum intermetallischer phasen was zu rissen an der grenzschicht substrat/ beschichtung führt. aus der schweiß-/ löttechnik ist dieses phänomen bereits hinreichend bekannt. um das phasenwachstum zu begrenzen, werden dort speziell angepasste prozesse angewandt. so kommen geregelte kurzlichtbogenprozesse zum einsatz, um den energieeintrag in die bauteile zu steuern [goe 05, dor 01, tro 05]. das ist beispielsweise an dem zeitlichen leistungsverlauf ersichtlich. in abb. 1 ist der zeitliche verlauf der schweißleistung eines konventionellen dem eines geregelten kurzlichtbogenprozesses gegenübergestellt. beim cmt prozess (fronius) wird während der kurzschlussphase der schweißstrom minimiert. um jedoch ein ablösen des schweißtropfens zu gewährleisten, wird der drahtvorschub umgekehrt und der draht zurückgezogen. die neuzündung des lichtbogens kann somit nahezu leistungsfrei erfolgen. dieser vorgang wiederholt sich bei jedem kurzschluss wobei frequenzen von bis zu 70 hz erreicht werden. der gesamtwärmeeintrag ist dabei minimiert und eine spritzerbildung nahezu ausgeschlossen [tro 05]. bei der von ewm entwickelten anlage erfolgt ein ansteigen des schweißstromes im kurzschlussfall, wodurch aufgrund des pinch-effektes der tropfen vom drahtende abgelöst wird. jedoch muss hierzu der strom kurz vor auflösen der kurzschlussbrücke in einem kurzen intervall digital heruntergeregelt werden. der zeitliche strom/spannungsverlauf beim herkömmlichen kurzlichtbogenschweißen und beim coldarc –verfahren ist in abb. 2 dargestellt. somit wird jeder einzelne tropf enübergang kontrolliert. durch diese regelung wird der wärmeeintrag in das substratmaterial minimiert und ein äußerst spritzerarmer lichtbogenprozess ermöglicht. untersuchungen zum fügen von blechen mit geringerer stärke sowie zur bearbeitung zinkhaltiger zusatzwerkstoffe belegen den erfolg dieser technologien [dor 01, dor 05, goe 05]. weitere technologien wie stt von lincoln oder cp von cloos arbeiten mit ähnlicher technik. hier wird ebenfalls der wärmeeintrag und damit die spritzerbildung minimiert. neueste entwicklungen in der werkstofftechnologie haben zu nanokristallin erstarrenden werkstoffen unter praxisnahen einsatzbedingungen geführt. insbesondeabb. 1. leistung beim wiederzünden des lichtbogens beim konventionellen und beim geregelten kurzlichtbogen /www.ewm.de/ rys. 1. moc łuku przy ponownym zajarzeniu dla konwencjonalnego i sterowanego łuku zwarciowego (www.ewm.de) 67przegląd spawalnictwa 9/2011 re handelt es sich hierbei um fe-basis legierungen die mit mo, w, c, mn, si und b legiert sind und amorph mit eingelagerten nanokristalliten erstarren (abb. 3) [bra 05, hof 06]. die beschichtungen besitzen gegenüber herkömmlichen stählen durch ihre nanokristalline/amorphe struktur, die abhängig von den werkstoffspezifischen prozessbedingungen (z.b. abkühlrate, unterkühlung) entstehen kann, erheblich größere festigkeiten bei ausreichender bruchdehnung. ein weiterer durch die nanokristallinität hervorgerufener effekt ist eine deut lich im vergleich zu konventionellen metallen geringere wärmeleitfähigkeit, die in der größenordnung von zro2-keramiken liegt [hol 03]. abb. 4. verringerung der wärmeleitfähigkeit metallischer werkstoffe beim übergang zu amorpher mikrostruktur [nan 97] rys. 4. zmniejszenie przewodności cieplnej materiałów metalicznych przy przejściu do struktury amorficznej [nan 97] abb. 5. verringerter aufmischungsgrad bei verwendung der geregelten kurzlichtbogentechnologie (b) im vergleich zu konventioneller sprühlichtbogentechnik (a) rys. 5. zmniejszenie stopnia wymieszania napoin przy zastosowaniu technologii sterowanego łuku zwarciowego (b) w porównaniu z konwencjonalnym łukiem natryskowym (a) abb. 6. beschichtung hergestellt mittels geregelter kurzlichtbogentechnik mit erhöhtem wärmeeintrag (links), mit optimiertem wärmeeintrag (rechts) rys. 6. warstwa wytworzona przez napawanie techniką sterowanego łuku zwarciowego z podwyższoną (z lewej strony) oraz z optymalną (z prawej strony) ilością wprowadzonego ciepła abb. 7. beschichtung aus nanokristallin erstarrendem eisenbasiswerkstoff auf aluminiumsubstrat. rys. 7. warstwa z nanostrukturalnie krystalizującego materiału na osnowie żelaza nałożona na podłoże ze stopu aluminium die wärmeleitfähigkeit in metallischen festkörpern wird von der elektron-elektronund elektronstörstellen-wechselwirkung sowie von der phononelektron und phonon-phonon-wechselwirkung bestimmt. bei abnehmender korngröße wird die elektron-elektron-wechselwirkung zunehmend gestört und die wärmeleitfähigkeit nimmt ab. gleichzeitig nimmt die mittlere freie weglänge der phononen ab, so dass auch die wärmeleitfähigkeit über gitterschwingungen abnimmt. somit sinkt beim übergang in nanokristalline/ amorphe kristallstrukturen die wärmeleitfähigkeit von metallischen werkstoffen (abb. 4) [hol 03, nan 97]. aufgrund der geringen wärmeleitfähigkeit nanokristallin erstarrender eisenbasislegierungen ergibt sich für derartige beschichtungen ein zusätzliches potenzial für die verwendung als metallische wärmedämmschichten [bra 01, bra 05, shi 05]. der gezielte wärmeeintrag, der beim fügen mittels geregelter kurzlichtbogentechnik ermöglicht ist, ist auch für das auftragschweißen vorteilhaft. erste grundlegende untersuchungen zum auftragsschweiß en mittels geregelter lichtbogentechnik sind bereits veröffentlicht worden und verdeutlichen, dass aufmischungsgrade unterhalb 5 % möglich sind /wil 06/. im vergleich konventioneller sprühlichtbogen – geregelter kurzlichtbogen (abb. 5) ist ersichtlich, dass der energieeintrag in die grundwerkstoffe wesentlich verringert werden kann. gilt es, aluminiumsubstrate zu beschichten, muss der energieeintrag in den grundwerkstoff optimiert werden. mittels konventioneller kurzlichtbogentechnik ist das beschichten von aluminiumwerkstoffen mit eisenbasislegierungen, wie x8crni18-9, aufgrund des unkontrollierten wärmeeintrages bei der lichtbogenneuzündung nicht ermöglicht. jedoch kann mit geregelter kurzlichtbogentechnik, wie dem coldarc-prozess, der energieeintrag soweit minimiert werden, dass das wachstum intermetallischer phasen begrenzt wird. hierfür muss aber auch beim beschichten mit geregelter kurzlichtbogentechnik eine prozessoptimier ung erfolgen. in abb. 6 – links ist eine beschichtung abgebildet, welche mittels geregelter kurzlichtbogentechnologie mit nicht optimiertem energieeintrag auf grtragen wurde. es ist ersichtlich, dass es, aufgrund des hohen energieeintrages und der damit verbundenen sprödphasenbildung, zu rissbildung in der grenzschicht zwischen substrat und beschichtung kommt. beim beschichten mit minimiertem energieeintrag hingegen (abb. 6 – rechts) kann die phasenbildung begrenzt werden, sodass keine rissbildung auftritt. die machbarkeit des auftragschweißens von nanokristallin erstarrenden eisenbasiswerkstoffen auf aluminiumsubstraten mittels geregelter kurzlichtbogentechnologie wurde in grundlegenden untersuchungen nachgewiesen [wil 07]. während der untersuchungen kamen sowohl die cmtals auch die coldarc-technologie zum einsatz. in abb. 7 ist eine auftragschweiß ung von shs7214 auf einer aluminiumgusslegierung 68 przegląd spawalnictwa 9/2011 kostengünstiges verfahren für das auftragen hochwertiger beschichtungen anzubieten und andererseits sollen aluminiumsubstrate mittels auftragschweißens von eisenbasislegierungen beschichtet werden. insbesondere kann durch den geregelten mig-lichtbogen beim beschichten von aluminiumsubstraten eine „rei nigung“ und aktivierung des grundwerkstoffes erzielt werden, so dass günstige bedingungen für die benetzung vorliegen. darüber hinaus führen die abkühlraten dazu, dass einerseits der aufzutragende fe-basiswerkstoff amorph/nanokristallin erstarrt und die bildung intermetallischer phasen weitgehend unterdrückt werden kann. weiterhin ergibt sich eine geringe aufmischung, wodurch die eigenschaften des schichtwerkstoffes nahezu erhalten bleiben. erste grundlegende untersuchungen werden an linienförmigen auftragraupen auf einer alsi-gusslegierung mit einem fülldraht auf fe-basis (fe cr mo w ti b c si mn) durchgeführt. dabei sollen grundlegende erkenntnisse zur prozessführung (zeitlicher strom-/spannungsverlauf, drahtvorschub, schweiß geschwindigkeit), sowie über die einzustellenden prozessbedingungen zum erlangen einer nanokristallinen erstarrung erarbeitet werden. das prozessfenster wird basierend auf den bereits beim antragsteller vorliegenden empirischen erkenntnissen systematisch erarbeitet, um zu einer direkten korrelation der prozessbedingungen und der legierungszusammensetzung mit den herrschenden erstarrungsbedingungen und werkstoffeigenschaften zu gelang en. anhand von temperaturmessungen im prozess werden der zeit-temperatur-verlauf und somit auch die für die erstarrungsmorphologie wesentlichen abkühlbedingungen abgeleitet. in weiteren untersuchungen sollen in abstimmung mit den mitgliedern des pba beschichtungen auf verschiedenen al-legierungen hergestellt werden. dabei sollen neben gusslegierungen unterschiedlicher zusammensetzung auch knetlegierungen (z.b. 5xxx und 7xxx) zum einsatz kommen. die abkühlrate wird jedoch nicht nur vom werkstoff, sondern auch von der geometrie des substrates bestimmt, so dass auch dieser einfluss gegenstand der untersuchungen ist. im hinblick auf den ersatz von inlay-dichtsitzen werden vor allem kreisförmige beschichtungen hergestellt, für die es slope-in und slope-out strategien zu ent wickeln gilt. die schichten werden lichtund rasterelektronenmikroskopisch untersucht, darüber hinaus erfolgt eine hochaufgelöste analyse der entstandenen phasen ergebnisse ausgehend von den voruntersuchungen erfolgten umfangreiche schweißversuche mit den in bild 10 dargestellten fülldrähten. auf grund der rissbildungsproblematik wurden zum auftragschweißen 2 unterschiedliche abb. 8. ausbildung eines intermetallischen phasensaums < 5 µm rys. 8. tworzenie się faz międzymetalicznych o wielkości < 5 µm abb. 9. nanokristallin erstarrtes gefüge des auftragschweißwerkstoffes bei hinreichenden abkühlbedingungen rys. 9. widok nanostrukturalnie krystalizujących struktur napoin przy różnych warunkach ich układania dargestellt, welche mit der coldarc-technologie hergestellt wurde. in der vergrößerung ist zu erkennen, dass der wärmebeeinflusste bereich im aluminium nur ca. 0,2÷0,3 mm beträgt. es ist anhand der ergebnisse ersichtlich, dass der wärmeeintrag in den substratwerkstoff minimiert werd en kann. durch eine angepasste prozessführung lässt sich die bildung eines spröden saumes intermetallischer phasen auf unter 5 µm begrenzen (abb. 8). wie die edx-analysen verdeutlichen erfolgt nahezu keine aufmischung mit dem grundwerkstoff. ca. 10 μm neben dem interface schicht/grundwerkstoff ist in der schicht kein al und in dem grundwerkstoff kein fe zu analysieren. das interface selber wird aus einem ca. 2 μm breiten phasensaum gebildet. durch die hohe wärmeleitfähigkeit des aluminiums wird die zugeführte wärme schnell abgeleitet, sodass günstige bedingungen für eine nanokristalline erstarr ung vorliegen. in abb. 9 ist das gefüge des auftrag werkstoffes dargestellt. zu erkennen sind strukturen deren abmessungen deutlich unter 1 µm betragen. auf grund der feinstkristallinen erstarrung ergeben sich härtewerte von 1008 ± 112 hv0,01. vorgehensweise mit dem einsatz der geregelten kurzlichtbogentechnik werden zwei ziele verfolgt. einerseits gilt es, ein 69przegląd spawalnictwa 9/2011 prozessstrategien verfolgt. zum einen kam ein energiereduzierter kurzlichtbogen mit wig-vorwärmung und ein energiereduzierter impulslichtbogen zum einsatz. im ergebnis muss festgehalten werden, dass ein rissfreies auftragschweißen mit diesen prozessen und den o.g. fülldrähten trotz umfasssender parameteroptimierung nicht möglich war (abb: 11). in abbildung 12 sind querschliffe durch die „optimierten“ auftragschweißungen dargestellt. auffällig ist, dass im gegensatz zu den ergebnissen der vorversuche unabhängig von der gewählten prozessstrategie ein recht hoher aufmischungsgrad mit ca. 20% vorhanden ist. abb. 10. fülldrahtzusammensetzungen und drahtquerschliffe rys. 10. skład chemiczny i przekrój drutów proszkowych abb. 11. aufsicht auf auftragschweißungen mit einem energiereduzierten ac-impulslichtbogen (nach oben) und einem energiereduzierten kurzlichtbogen mit wig-vorwärmung rys. 11. widok napoin napawanych łukiem impulsowym ac o zredukowanej energii (u góry) i łukiem zwarciowym o zredukowanej energii z podgrzewaniem metodą tig abb. 12. querschliffe und elementanalysen „optimierter“ auftragschweißungen rys. 12. mikrostruktura i analiza punktowa optymalnych napoin abb. 13. ebsd-analyse einer auftragschweißung rys. 13. analiza esbd napoin abb. 14. berechnetes phasendiagramm des systems cu-fe-al-10ni rys. 14. obliczeniowy równowagowy układ fazowy cu-fe-al.-10ni abb. 15. berechnete phasenfelder in abhängigkeit von der al-konzentration rys. 15. obliczone obszary fazowe w zależności od zawartości al 70 przegląd spawalnictwa 9/2011 abb. 17. berechnete gefügebestandteile in abhängigkeit von der legierungszusammensetzung bei einer aufmischung von 20% al rys. 17. obliczeniowy równowagowy układ przy wymieszaniu z 20% al abb. 18. auftragschweißung ohne pufferschicht mit vorund nachwärmen rys. 18. widok i struktury napoiny bez warstwy buforowej z podgrzaniem przed i po procesie napawania abb. 19. temperaturführung zum rissfreien auftragschweißen rys. 19. przebieg temperatury dla wykonywania napoin bez wystąpienia pęknięć abb. 16. auftragschweißung mit dem pufferwerkstoff albz5ni2 (links) und prozessführung zur vermeidung nahtanfangsund –endfehlern rys. 16. napawanie z materiałem buforowym albz5ni2 i sterowanie procesu w celu zmniejszenia wad na początku i końcu napoiny mit dem ziel, die auftragschweißwerkstoffe für das beschichten von aluminium weiter zu entwickeln, erfolgten umfangreiche phasenanalysen in den beschichtungen. mit den in abbildung 13 dargestellten ebsd ergebnissen konnte allerdings keine korrelation zwischen rissbildung und phasenausbildung oder – anordnung abgeleitet werden. als lösungsansatz wurde das einbringen von pufferschichten gewählt. mittels phasendiagrammberechnungen erfolgte die auslegung der pufferschicht im system cu-fe-alni (abb. 14, 15). aus den berechnungen geht hervor, dass die aufmischung unter 12% al gehalten werden muss, um intermetallische phasen zu vermeiden. mit der legierung albz5ni2 gelang es mittels energiereduziertem impulslichtbogen rissfreie kreisnähte zu erzeugen (abb. 16) die phasentheoretischen betrachtungen erfolgten in der weiteren folge auch für die entwicklung von eisenbasislegierungen zum direkten auftragschweiß en sowie einer erforderlichen temperaturführung. in abb. 17 sind die anteile an fe-mischkristall und karbiden in abhängigkeit von unterschiedlichen legierungszusammensetzungen dargestellt. in den berechnungen wurde eine aufmischung von 20% al berücksichtigt. 71przegląd spawalnictwa 9/2011 zusammenfassung das auftragschweißen von fe-basislegierungen auf al-gusswerkstoffe ist auf grund der bildung intermetallischer phasen prozessund legierungstechnisch problematisch. es wurden zwei unterschiedliche prozessstrategien erarbeitet. zum einen ist das einbringen einer al-bronze eine lösungsvariante und zum anderen das einhalten einer definierten temperaturführung bei der der werkstoff zunächst vorgewärmt und nach dem schweißprozess nachgewärmt werden muss. zur gezielten legierungsund prozessentwicklung wurden phasentheoretische berechnungen eingesetzt, um abschätzen zu können, welche phasen sich in abhängigkeit von der aufmischung ausbilden. mit beiden prozessstrategien ist das prozesssichere auftragschweißen von fe-basislegierungen auf al-gusslegierungen möglich, so dass auf der basis der dargestellten ergebnisse eisenbasisbeschichtungen auf unterschiedlichen literaturverzeichnis [ano 97] anonym; yamaha verbessert design des ventilsitzes durch neues verbindungsverfahren; metal powder report; band 52 1997; heft 10; seite 16-17. [bra 01] branagan d. j.; swank w. d.; haggard d. c.; fincke j.r.; wear-resistant amorphous and nanocomposite steel coatings, metalurg. and mater. trans. a, 32a, (2001), 2615-2621. [bra 05] branagan d.j.; marshall m.c.; meacham b.e.; formation of nanoscale composite coatings via hvof and wire-arc spraying; itsc may 2-4 2005 basel, s. 908-913. [dor 01] dorn l.; goecke s.-f.; advantages of reduced heat input during choparc-welding and brazing for coated and combined metals for light weight vehicles, dvmtag 2001, fuegetechnik im automobilbau, may 2001, berlin. [dor 05] dorn l.; goecke s.-f.; choparc – msg lichtbogenschweißen für den ultraleichtbau, fraunhofer irb verlag, 2005, a3-a16, a21-a23. [gad 04] gadow r.; robotic thermal spray process coats cylinder bores in engines; advanced materials & processes; band 162; 2004; heft 8; seite 59-60. [goe 05] goecke s. f.; energiereduziertes lichtbogen-fügeverfahren für wärmeempfindliche werkstoffe,dvsberichte band 237; pp. 43-48. [hof 06] hoffmeister h.-w.; schnell c.: leichtmetallkurbelgehäuse mit nanokristalliner spritzschicht. in vdi berichte 1906, 237-246, (2006). [hol 03] holister p.; vas c. r.; harper t.; nanocrystalline materials, technologie white papers nr. 4; cientifica, ltd. (2003). [iwa 05] iwatani s.; ogata y.; uenishi k.; kobayashi k.f.; tsuboi a.; laser cladding of fe-cr-c alloys on a5052 aluminum alloy using diode laser; materials transactions, jim band 46; 2005; heft 6; seite 1341-1347. [mcc 95] mccune, r.c.; thermal spraying of cylinder bore suraluminiumlegierungen kostengünstig herstellbar sind bzw. mit geringem experimentellem aufwand die ausgearbeiteten prozessstrategien auf die jeweilige anwendung zu projiziert werden kann. die wirtschaftlichen vorteile bestehen vor allem in der leichten handhabbarkeit, der hohen energieeffizienz und den damit verbundenen niedrigen prozesskosten. so ist beispielsweise bei der herstellung von ventilsitzen eine verkürzung der fertigungsfolge möglich. bisher wurden sowohl die al-guss als auch die inlays mit passungen versehen, welche in weiteren prozessschritten aufgeschrumpft und/oder eingepresst wurden. mit der bereitstellung einer technologie zum beschichten der aluminiumbauteile kann die fertigungsfolge auf beschichten und endbearbeiten reduziert werden. weiterhin ergeben sich vorteile aufgrund verlängerter lebensdauer und somit verringerter instand-haltungskosten. faces for aluminium engine blocks; welding journal, new york; band 74; 1995; heft 8; seite 41-47. [mai 95] maier k.; zylinderlaufflächen im modernen motorenbau; ulmer gespräch, 17, 1995; seite 44-50. [man] mantel w.; die migschweißung von al-legierungen; linde ag werksgruppe münchen, schweißtechnikhinweise für die praxis x 65/1. [nan 97] nan c-w.; birringer r.; clarke d.r.; gleiter h.; effective thermal conductivity of particulate composites with interfacial thermal resistance; j. appl. phys. 81; 10, 15 may 1997. [uoz 05] uozato s.; nakata k.; ushio m.; evaluation of ferrous powder thermal spray coatings on diesel engine cylinder bores; surface and coatings technology band 200, 2005; heft 7; seite 2580-2586. [rad 95] radscheid c.; schubert e.; sepold g.; laserstrahlfügen von werkstoffkombinationen am beispiel von aluminiumstahl-verbindungen; präzisionsbearbeitung mit festkörperlasern, 1996. [rad 97] radscheit c.; laserstrahlfügen von aluminium mit stahl. dissertation universität bremen 1996; bremen: verlag bias; 1997. [rib 99] ribeiro c.; pvd-beschichtung von aluminiumlegierungen; ingenieur-werkstoffe band 8; 1999; heft 1; seite 4244. [sch 97] scholten f.u.; funktionelle überzüge veredeln aus alu-bauteil. oberflächenschichten erweitern die einsatzmöglichkeiten; quelle industrieanzeiger band 119; 1997; heft 41; seite 50-52. [sen 04] senf j., berg g., friedrich c., broszeit e., berger c., stippich f., engel p., wolf g.k.: beanspruchungsverhalten von pvd-crn beschichtungen auf leichtmetallwerkstoffen; materialwissenschaft und werkstofftechnik; volume 29, issue 1, pages 9 – 15; 2004. [shi 05] shin, d.; gitzhofer, f.; moreau, c.; development of metal based thermal barrier coatings (mbtbcs) for low heat rejection diesel engines; itsc may 2-4 2005 basel, s. 915-919. 72 przegląd spawalnictwa 9/2011 [spa 01] spangenberg s.; schuller g.; grauguß-laufbuchsen lösung für extreme anforderungen bei benzinund dieselanwendungen; vdi-berichte; band 1612; 2001 seite 77-82; düsseldorf: vdi-verlag. [tro 05] trommer g.; cmt-schweißprozess in der praxis; fronius international gmbh. [tro 06] trommer g.; dünne blechbauteile automatisch gut gefügt. lichtbogenschweissen.; blech inform, heft 4, seite 66-69, 2006. [wag 01] wagner f.; zerner i.; kreimeyer m.; sepold g.; phasenbildung beim laserstrahlfügen von fe/ al-verbindungen; dvs-berichte; band 212; 2001; seite 93-98. [wan 98] wang y.s.; narasimhan s.; larson j.m.; schaefer, s.k.; wear and wear mechanism simulation of heavy-duty engine intake valve and seat inserts; journal of materials engineering and performance, band 7 1998; heft 1; seite 53-65. [wil 06] wilden j.; bergmann j.p.; dolles m.; muether r.; goecke s.-f.; cladding with new short arc devices, itsc 2006, seattle, usa. [wil 07] wilden j.; bergmann j.p.; reich s.; schlichting s.; schnick t.; cladding of aluminum substrates with nano crystalline solidifying wear resistant iron-based materials; itsc 2007; beijing, china. [zer 98] zerner i.; schubert e.; sepold g.; laserstrahlfügen von aluminium mit stahl. proceedings „neues zum schweißen von leichtbauwerkstoffen“; tagungsreihe dünnblechverarbeitung, erding; 1998; s. 221-230. danksagung die untersuchungen wurden aus haushaltsmitteln des bundesministeriums für wirtschaft und technologie (bmwi) über die arbeitsgemeinschaft industrieller forschungsvereinigungen „otto von guericke“ e.v. gefördert und von der forschungsvereinigung „schweiß en und verwandte verfahren“ e. v. des dvs unterstützt. für diese förderung und unterstützung sei herzlich gedankt. okulary ochronne od 3m – moda na bezpieczeństwo firma 3m poland, oddział światowego lidera w dziedzinie innowacji, prezentuje szeroką gamę okularów i gogli ochronnych. oferta obejmuje m.in. okulary przeciwsłoneczne, okulary do strzelania czy okulary z wymiennymi soczewkami. wszystkie produkty 3m z zakresu ochrony wzroku charakteryzuje nie tylko niezawodna jakość, ale również nowoczesny design. stylowa jakość, która wyróżnia ofertę okularów ochronnych 3m poland, to wysoka jakość i gwarancja pełnej ochrony ale również modne kształty i elegancki styl. większość modeli wyposażono w regulowane elementy, a ich powierzchnie stykające się ze skórą wykonano z miękkich materiałów. dzięki temu zwiększyła się powierzchnia dopasowania okularów do twarzy, a komfort użytkowania znacząco się poprawił. jednym z priorytetów firmy 3m jest zapewnienie naszym klientom bezpieczeństwa w pracy, w domu i w życiu codziennym. wierzymy bowiem, że zdrowie jest najważniejsze, a większa wygoda poprawia ochronę pracownika, zwiększa jego wydajność i zapewnia zgodność z przepisami. nasza oferta okularów i gogli ochronnych zapewnia nie tylko funkcje ochronne, ale również elegancki wygląd – mówi marta kapała, starszy koordynator marketingu w dziale bezpieczeństwa pracy w 3m poland. – większość okularów i gogli od 3m chroni również przed promieniowaniem uv oraz została zatwierdzona do użytku zgodnie z normą pn-en166 i ma oznaczenie ce – dodaje marta kapała. z myślą o osobach użytkujących sprzęt ochrony wzroku w połączeniu z innym sprzętem ochrony indywidualnej firma 3m poland poszerzyła swoją ofertę okularów o dwie nowe serie: tora™ ccs i virtua™ ap. dla przykładu. okulary tora™ ccs mają zintegrowany system 3m™ cord control (ccs) pozwalający użytkownikowi na dołączenie wkładek przeciwhałasowych na sznurku, a tym samym jednoczesne wykorzystanie ochronników wzroku i słuchu. seria virtua™ ap ma z kolei ochronny pasek na linii brwi, który chroni oczy przed ewentualnymi odłamkami. w przypadku tego modelu dostępne są różne kolory soczewek. coś dla pań i panów dla kobiet, których praca wymaga korzystania z okularów ochronnych, firma 3m przygotowała serię refine 300. te modne okulary zaprojektowano w taki sposób, aby lepiej przylegały do głowy i twarzy użytkowniczek. z kolei dla panów, zwracających uwagę na nowoczesny design, firma wprowadziła okulary 3m™ marcus grönholm, sygnowane przez znanego kierowcę rajdowego. mają one oprawki z hipoalergicznego metalu z regulowanym noskiem, plastyczne końcówki zauszników zwiększające możliwość regulacji oraz soczewki pokryte powłoką as-af zabezpieczające okulary przed zarysowaniem i zaparowaniem. tomasz gołębiewski nowości techniczne ps 5 2018 www str 151przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 zgrzewanie tarciowe ultradrobnoziarnistej stali 316l friction welding of ultrafine grained 316l steel mgr inż. beata skowrońska; mgr inż. piotr siwek; dr hab. inż. tomasz chmielewski, prof. pw; dr hab. inż. dariusz golański,  prof. pw – politechnika warszawska. autor korespondencyjny/corresponding author: b.skowronska@wip.pw.edu.pl streszczenie w artykule omówiono problematykę zgrzewalności metali o ultradrobnoziarnistej strukturze. problem omówiono na przykładzie stali 316l o ultradrobnoziarnistej strukturze uzyskanej na drodze obróbki plastycznej hydrostatycznego wyciskania. złącza uzyskano metodą zgrzewania tarciowego. parametry zgrzewania dobierano wg kryterium najniższego stopnia rekrystalizacji obszaru złącza. wykonano badania metalograficzne, scharakteryzowano wybrane obszary złącza zgrzewanego pod względem twardości i zasięgu zmiękczenia materiału. wykonano próby statycznego rozciągania, porównano wytrzymałość na rozciąganie materiału rodzimego oraz złącza zgrzewanego. słowa kluczowe: zgrzewanie tarciowe; zgrzewalność; nanostruktura abstract the article discusses the issues of weldability of metals with ufg (ultrafine grained) metals. the problem was discussed on the example of 316l steel with ufg structure obtained by metal forming method of hydrostatic extrusion. the joints were obtained by friction welding. welding parameters were selected according to the criterion of the lowest degree of recrystallization of the joint area. metallographic examinations were performed, selected areas of the joint welded in terms of hardness and range of softening of the material. static tensile tests were carried out, the tensile strength of the parent material and the welded joint were compared. keywords: friction welding; weldability; ufg metals wstęp metale ultradrobnoziarniste ufg (ang. ultrafine grained) charakteryzują się przede wszystkim średnim wymiarem ziarna <1 µm. nierzadko rozmiary krystalitów mają wartości nanometryczne. charakterystycznym dla tej grupy materiałów jest również kierunkowość struktury będąca następstwem wytwarzania ich metodami spd (ang. sever plastic deformation), czyli obróbką dużych odkształceń plastycznych [1]. standardowymi przykładami metod dużego odkształcenia plastycznego są przeciskanie przez kanał kątowy ecap (ang. equal channel angular pressing) [2] metoda ta jest stosowana najczęściej do uzyskiwania ultradrobnoziarnistej struktury. metodą którą wytworzono materiał na eksperyment opisany w niniejszym artykule jest wyciskanie hydrostatyczne he (ang. hydrostatic extrusion) [3]. metale ufg wykazują w stosunku do swych mikrokrystalicznych odpowiedników znaczący wzrost wytrzymałości na rozciąganie oraz wzrost udarności. efektywne wykorzystanie metali ufg w technice wymaga jednak opracowania skutecznych metod ich spajania. zastosowanie klasycznych metod spawalniczych bazujących na topieniu brzegów łączonych materiałów nie jest możliwe ze względu na strukturę pierwotną spoiny. stopienie, a nawet nagrzanie do temperatury rekrystalizacji niszczy specyficzne właściwości metali ufg. beata skowrońska, piotr siwek, tomasz chmielewski, dariusz golański przeglad welding technology review w kontekście silnej skłonności metali ufg do rekrystalizacji, proces spajania wymaga łączenia w stanie stałym w możliwie krótkim czasie. w ramach eksperymentu prowadzono zgrzewanie tarciowe prętów ze stali 316l o średnicy 6 mm, któ rych ultradrobnoziarnista struktura została uzyskana w instytucie wysokich ciśnień pan metodą hydrostatycznego wyciskania [4], właściwości materiału zostały szeroko scharakteryzowane w publikacji [5]. w celu zbadania właściwości uzyskanych połączeń próbki poddano badaniom metalograficznym, próbie statycznego rozciągania i pomiarom mikrotwardości. badania miały na celu analizę wpływu ilości wprowadzonego ciepła na właściwości i mikrostrukturę złącza. materiał po procesie wyciskania hydrostatycznego posiada bardzo dużą zmagazynowaną energię wewnętrzną, podwyższoną w wyniku nagromadzenia defektów struktury, na którą ciepło wpływa destrukcyjnie. ze względu na niestabilną strukturę materiałów ultradrobnoziarnistych, która łatwo ulega rozrostowi, jako odpowiednią metodę do łączenia tych materiałów, wytypowano zgrzewanie tarciowe, ze względu na mechaniczny sposób doprowadzenia precyzyjnie sterowanej ilości ciepła bezpośrednio w miejsce połączenia. celem pracy było zbadanie wpływu cyklu cieplnego zgrzewania tarciowego na strukturę i wybrane właściwości złączy stali 316l ufg. doi: http://dx.doi.org/10.26628/ps.v90i5.917 152 przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 rys. 1. wpływ procesu zgrzewania na średni wymiar ziarna oraz na wytrzymałość: a) stal drobnoziarnista, b) stal ultradrobnoziarnista fig. 1. the influence of friction welding process on mean grain size and strength: a) fine grain structure, b) ultra fine grain structure rys. 2. sposób mocowania próbek zgrzewanych, obrotowe wrzeciono – a, nieruchomy uchwyt – b fig. 2. method of fixing welded samples, rotary spindle – a, fixed handle – b tablica i. parametry zgrzewania stali 316l ufg table i. friction welding process parameters of 316l ufg steel zastosowana metoda zgrzewania zgrzewanie tarciowe obrotowe to proces, w którym ciepło niezbędne do powstania trwałego połączenia, wydzielane jest w wyniku tarcia w obszarze wzajemnego styku zgrzewanych materiałów, na skutek bezpośredniej zamiany energii mechanicznej na energię cieplną. istota procesu polega na wytworzeniu złącza poprzez spajanie w stanie stałym. połączenie uzyskuje się w wyniku odkształcenia plastycznego materiału w obszarze styku łączonych elementów. energia mechaniczna tarcia powoduje nagrzewanie obszaru styku do stanu silnie uplastycznionego, dodatkowo wywarcie siły docisku i zbliżenie czystych metalicznie powierzchni na odległość porównywalną do parametru sieci powoduje powstanie trwałego metalicznego połączenia w stanie stałym [6÷11]. zgrzeina tworzy się w wyniku aktywowanych cieplnie i mechanicznie dużych naprężeń o wysokim gradiencie, procesów dyfuzji, a także podczas powstawania nowych granic ziaren, rozpuszczania i rozdrabniania tlenków oraz wspólnej krystalizacji metalu w obszarze powierzchni tarcia. zgrzewanie tarciowe materiałów o mikrokrystalicznej strukturze prowadzi do wzrostu wytrzymałości materiału w obszarze złącza, jest to spowodowane rozdrobnieniem ziaren w zgrzeinie pod wpływem tarcia w warunkach wysokiego ciśnienia. w przypadku zgrzewania materiałów ultradrobnoziarnistych powstała zgrzeina jest miejscem o najmniejszej wytrzymałości, jak to schematycznie przedstawiono na rysunku 1. w obszarze wydzielania ciepła, ultradrobnoziarnista struktura rekrystalizuje, a konsekwencją rekrystalizacji (zmniejszenia udziału objętościowego granic ziaren) jest pogorszenie właściwości mechanicznych. zgrzewanie tarciowe  ultradrobnoziarnistej stali 316l zgrzewanie prowadzono na wysokoobrotowej zgrzewarce tarciowej, charakteryzującej się szerokim zakresem dostępnych parametrów procesu. prędkość obrotowa głowicy: 6000÷24000 obr/min, siła docisku w fazie tarcia do 20 kn, siła docisku w fazie spęczania do 40 kn, czas tarcia: od 10 ms. na rysunku 2 przedstawiono sposób zamocowania próbek w maszynie. jedną z nich umieszczono w obrotowym wrzecionie, oznaczone literą a (rys. 2), natomiast drugą zablokowano w nieruchomym uchwycie –b. parametry procesu zgrzewania tarciowego dobierano według kryterium najwyższej wytrzymałości na rozciąganie złącza zgrzewanego. nominalnie materiał stali 316l ufg charakteryzuje się właściwościami rp0,2 = 1180 mpa, rm = 1250 mpa (wartość średnia z czterech pomiarów). najlepsze uzyskane złącza zgrzewane uzyskały odpowiednio rp0,2 = 780 mpa, rm = 890 mpa. w tablicy i przedstawiono warunki zgrzewania tarciowego w których odnotowano najniższy stopień degradacji materiału stali 316l ufg w swc. materiał zgrzewany stal 316l ufg średnica próbek 6 mm prędkość obrotowa wrzeciona 12000 obr/min czas tarcia 60 ms czas opóźnienia 100 ms czas spęczania 3000 ms hamowanie napędu tak ciśnienie na czole próbek podczas tarcia 160 mpa ciśnienie na czole próbek podczas spęczania 280 mpa badania metalograficzne  uzyskanych złączy rysunek 3 obrazuje mikrostrukturę zgrzeiny powstałej w warunkach najmniejszej degradacji mechanicznych właściwości ultradrobnoziarnistej struktury. złącze charakteryzuje stosunkowo wąska strefa wpływu ciepła (rekrystalizacji) o szerokości ok. 0,8 mm, nieznacznie różniąca się strukturą od materiału podstawowego. pomiar szerokości swc przedstawiono na rysunku 4. porównywalna szerokość swc na całym promieniu złącza świadczy o właściwych relacjach prędkości obrotowej i czasu zgrzewania. mikrostruktura materiału przylegającego do złącza różni się od materiału rodzimego, jednak szerokość pasma degradacji struktury jest relatywnie mała. schemat pomiarów mikrotwardości metodą vickersa zaprezentowano na rysunku 5. w obrębie złącza wykonano po cztery serie pomiarów przy obciążeniu 100 g, w dwóch obszarach zgrzeiny, pierwszy przy powierzchni zewnętrznej próbki, kolejny w osi prętów. metodyka badań była następująca: pomiary rozpoczynano od centralnej części złącza, a następnie symetrycznie wykonywano pomiar co 0,1 mm, aż do momentu uzyskania wyników świadczących o końcu strefy wpływu ciepła. twardość w materiale podstawowym, kształtowała się na poziomie ok. 280÷300 hv0,1. wykres z rysunku 6 obrazuje szerokość swc oraz wskazuje na stopień degradacji (rekrystalizacji) specyficznej ultradrobnoziarnistej struktury. przebieg zmian twardości jest zróżnicowany, twardość w poszczególnych strefach 153przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 rys. 3. mikrostruktura złącza tarciowego stali 316l ufg, trawiona fig. 3. microstructure of friction welded joint of 316l ufg steel, etched rys. 6. liniowy rozkład twardości w złączu tarciowym stali 316l ufg fig. 6. linear distribution of microhardness in welded joint of 316l ufg steel rys. 4. pomiar swc złącza tarciowego stali 316l ufg, trawiona fig. 4. haz measurements in friction welded joint of 316l ufg steel, etched rys. 5.  rozkład punktów pomiarowych w złączu tarciowym stali 316l ufg fig. 5. distribution of measurements points in friction welded joint of 316l ufg steel zmienia się od najniższej wartości na poziomie 183 hv 0,1 w osi próbki do wartości charakterystycznej dla materiału rodzimego. na wykresie przedstawiono średnią wartość z czterech pomiarów z odchyleniem standardowym (rozkład t-studenta z 95% poziomem ufności). podsumowanie otrzymane wyniki potwierdzają słuszność stosowania zgrzewania tarciowego jako odpowiedniej metody łączenia materiałów o strukturach silnie rozdrobnionych. uzyskane wyniki wykazują dobrą relację wytrzymałości otrzymanych zgrzein do wytrzymałości materiału podstawowego. nominalnie materiał stali 316l ufg charakteryzuje się właściwościami rp0,2=1180 mpa, rm=1250 mpa (wartość średnia z czterech pomiarów). najlepsze uzyskane złącza zgrzewane uzyskały odpowiednio średnio rp0,2=780 mpa, rm=890 mpa. na podstawie uzyskanych wyników można stwierdzić, że spajalność metali o ultradrobnoziarnistej strukturze w kontekście degradacji właściwości jest ograniczona. należy tak projektować warunki spajania, by ograniczać wpływ ciepła na materiał rodzimy poprzez szybkie nagrzewanie przy możliwie wysokim gradiencie temperatury oraz ograniczaniu energii spajania do niezbędnego minimum. 154 przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 literatura [1] hughes d.a. and hansen n.: high angle boundaries formed by grain subdivision mechanisms, acta materialia, 9 (45), pp. 3871-3886, 1997. [2] langdon t.g.: the impact of bulk nanostructured materials in modern research, reviews on advanced materials science, 25, pp. 11-15, 2010. [3] kulczyk m., przybysz s., skiba j., pachla w.: severe plastic deformation induced in al, al-si, ag and cu by hydrostatic extrusion, archives of metallurgy and materials, 59, pp. 59-64, 2014. [4] pachla w., skiba j., kulczyk m., przybysz s., przybysz m., wróblewska m., diduszko r., stępniak r., bajorek j., radomski m., fąfara w.: nanostructurization of 316l type austenitic stainless steels by hydrostatic extrusion, materials science and engineering: a, vol. 615, oo, 116-127, 2014. [5] garbacz h., lewandowska m., pachla w., kurzydłowski k.: structural and mechanical properties of nanocrystalline titanium and 316lvm steel processed by hydrostatic extrusion, journal of microscopy, vol. 223, pp. 272-274, 2006. [6] salacinski t., chmielewski t., winiarski m., cacko r., świercz r.: roughness of metal surface after finishing using ceramic brush tools, advances in materials science, vol. 18 (1), pp. 20-27, 2018. [7] pietrzak k., kaliński d., chmielewski m., chmielewski t., włosiński w., choręgiewicz k.: processing of intermetallics with al2o3 or steel joints obtained by friction welding technique, 12th conference of the european ceramic society – ecers xii, stockholm, 2011. [8] ferenc k., cegielski p., chmielewski t.: technika spawalnicza w praktyce, poradnik inżyniera konstruktora i technologa, verlag dashofer, warszawa, 2015. [9] włosiński w., chmielewski t., kucharczyk m.: spajanie tarciowe stopów nial i feal ze stalą węglową st3s, przegląd spawalnictwa vol. 76 (1), s. 6-12, 2004. [10] hudycz m., winiarski m., chmielewski t.: tarciowe metalizowanie ceramiki aln tytanem, przegląd spawalnictwa, vol. 87 (10), s. 31-35, 2015. [11] chmielewski t.: wykorzystanie energii kinetycznej tarcia i fali detonacyjnej do metalizacji ceramiki, prace naukowe pw, seria mechanika, zeszyt 232, s. 1-155. 2012. ps 06 2017 01 szwed 15przegląd  spawalnictwa vol. 89 6/2017 technologia ultraszybkiego napawania laserowego   do nakładania powłok funkcjonalnych stellite 6   w branży lotniczej  ultra-high speed laser cladding (uhslc) technology for stellite 6 functional coatings deposition in aviation industry mgr inż. piotr koruba, mgr inż. piotr jurewicz, dr hab. inż. jacek reiner – politechnika wrocławska, mgr inż. adam dworak,  mgr inż. janusz mądry – polskie zakłady lotnicze mielec. autor korespondencyjny/corresponding author: piotr.koruba@pwr.edu.pl streszczenie technologia ultraszybkiego napawania laserowego stanowi rozwinięcie metod deponowania powłok funkcjonalnych przy użyciu wiązki lasera. charakteryzuje się ona wysokimi prędkościami procesu, pozwalając uzyskiwać znaczne szybkości chłodzenia oraz niewielkie wymieszanie z podłożem, co prowadzi do dużej czystości materiału powłoki i lepszych własności nałożonej warstwy w porównaniu z konwencjonalnym napawaniem laserowym. w niniejszym artykule przedstawiono technologię ultraszybkiego napawania laserowego w aplikacji dla przemysłu lotniczego. zaprezentowano opracowane stanowisko do realizacji procesu oraz weryfikację technologii na komponencie podwozia samolotu, modyfikowanym w ramach projektu amphora. uzyskane rezultaty wskazują, że otrzymane tą technologią powłoki mogą stanowić alternatywę względem powłok elektrolitycznych z twardego chromu. słowa kluczowe: napawanie laserowe; powłoki funkcjonalne; lotnictwo abstract ultra-high-speed laser cladding technology is one of the developments of functional coating deposition methods with usage of laser beam. it is characterized by high cladding velocities, allowing to obtain a significant cooling rates and low dilution, which leads to high purity of the clad and thus increase of properties of the deposited coating in comparison with the conventional laser cladding. in this paper a technology of ultra-high-speed laser cladding has been shown in case of applications for the aviation industry. the developed setup for the process has been presented and verification of the technology on the airplane chassis component for amphora project has been discussed. the obtained results shown indicate that the coating received via this technology may compete with hard chrome plating. keywords: laser cladding; functional coatings; aviation   wstęp od części lotniczych wymaga się wysokich własności mechanicznych, odporności korozyjnej przy zachowaniu niewielkiego ciężaru właściwego komponentu. wymusza to w wielu wypadkach stosowanie powłok ochronnych, podwyższających odporność na zużycie ścierne czy oddziaływanie czynników korozyjnych. powszechnie stosowaną powłoką jest twardy chrom nakładany elektrolitycznie, który jednak zgodnie z rozporządzeniem parlamentu europejskiego nr 1907/2006 (reach) trafił na listę substancji o ograniczonej dystrybucji. jednym ze sposobów zastąpienia powłoki chromowej jest zastosowanie technologii natryskiwania lub napawania stopów niklu oraz kobaltu z dodatkiem chromu. piotr koruba, piotr jurewicz, jacek reiner, adam dworak, janusz mądry przeglad welding technology review w przypadku rozpatrywanego w tym artykule stopu co-cr-w-c (stellite 6) wykorzystywanych jest wiele metod nanoszenia powłok tj. natryskiwanie termiczne, plazmowe, hvof oraz napawanie laserowe. badania porównawcze przedstawione w pracy [1] pokazują, iż technologia napawania laserowego pozwala na uzyskanie powłoki stellite 6 o największej twardości i odporności na zużycie ścierne w próbie pin-on disc. napawanie laserowe stanowi jedną z nowoczesnych i wciąż rozwijających się metod wytwarzania powłok funkcjonalnych. pozwala na uzyskiwanie warstw o składzie chemicznym i własnościach znacznie różniących się od materiału 16 przegląd  spawalnictwa vol. 89 6/2017 podłoża [2]. dzięki możliwości wykonywania powłok napawanych laserowo o grubości nawet rzędu 50÷100 µm, wysokiej precyzji i niewielkim rozcieńczeniu (5÷10%) [3], technologia ta może stanowić alternatywę do chromowania elektrolitycznego, operacji powszechnej w produkcji części stalowych w branży lotniczej. w przypadku napawania laserowego zauważa się jednak negatywny wpływ rozcieńczenia warstwy napawanej przez materiał podłoża na jej własności. jednym z działań, dzięki któremu można podwyższyć odporność na zużycie ścierne jest wykonanie powłoki kompozytowej [5], gdzie stellite 6 stanowi jedynie osnowę napawanej warstwy, natomiast fazą odpowiedzialną za podwyższenie własności ściernych jest węglik b4c. znacznie mniej kosztownym sposobem wpływania na własności warstwy napawanej jest przedstawione w [6] sterowanie rozmiarem mikrostruktury przy pomocy prędkości chłodzenia, na którą wpływa jeden z głównych parametrów procesu tj. prędkość napawania, przy czym istotny jest występujący w materiale mechanizm umocnienia. w przypadku stopu stellite 6 zwiększenie prędkości napawania powoduje znaczne rozdrobnienie ziarna [7], co jest spowodowane zmniejszeniem odległości odgałęzień dendrytów drugiego rzędu. przedstawioną w niniejszej pracy technologię ultraszybkiego napawania laserowego (uhslc) należy uznać za rozwinięcie konwencjonalnego napawania laserowego. po raz pierwszy opisana została ona w pracy [8], gdzie jako materiału dodatkowego użyto stopu inconel 625. obecnie ma ona zastosowanie komercyjne, jednakże brak jest wyników badań tego procesu i jego rezultatów. w ramach niniejszego artykułu przedstawiono wyniki ultraszybkiego napawania laserowego do wytwarzania powłok ze stopu stellite 6. uzyskane rezultaty wskazują, że uhslc może stanowić alternatywę dla chromowania elektrolitycznego w przypadku komponentów z branży lotniczej. technologia uhslc  w przypadku technologii uhslc główną cechą charakterystyczną procesu jest zastosowanie bardzo wysokich prędkości względnego ruchu wiązki i przedmiotu napawanego, sięgających nawet 200 m/min [8]. uzyskanie prawidłowego przetopu materiału, przy zmniejszonej energii liniowej, realizowane jest poprzez modyfikację wzajemnego pozycjonowania kaustyki strumienia proszku i kaustyki wiązki laserowej, w taki sposób, aby materiał dodatkowy ulegał częściowemu nadtopieniu przed kontaktem z podłożem (rys. 1). zwiększenie szybkości procesu, poza oczywistym wzrostem wydajności napawania bardzo istotnie wpływa na prędkości chłodzenia nakładanego materiału, co skutkuje powstawaniem drobniejszej mikrostruktury oraz wzrostem twardości. ponadto obserwowane są również mniejsze wartości rozcieńczenia napoiny sięgające maksymalnie 5%, dzięki czemu wzrasta czystość metalurgiczna wytwarzanych powłok. materiały do badań wytypowanym elementem do badań procesu uhslc był uproszczony geometrycznie komponent podwozia samolotu w postaci tulei o średnicy zewnętrznej 84 mm, z materiału aisi 4330, wg norm amerykańskich. jest to stal niskostopowa z dodatkiem niklu, chromu oraz wanadu, przeznaczona do ulepszania cieplnego (tabl. i). rys.  1.  schemat procesu ultraszybkiego napawania laserowego (uhslc) fig. 1. scheme of ultra high-speed laser cladding process (uhslc) nazwa materiału skład chemiczny [% wag.] fe ni mn si cr mo c aisi 4330 95,3 ÷98,1 1,0 ÷1,5 ≤ 1,0 ≤ 0,8 0,4 ÷0,6 0,3 ÷0,5 0,2 ÷0,3 tablica i. skład chemiczny podłoża – stali aisi 4330 [9] table  i. the chemical composition of the substrate – steel aisi 4330 [9] tablica ii. skład chemiczny materiału dodatkowego – proszku metcoclad 6f [10] table ii. the chemical composition of additional material – powder metcoclad 6f [10] rozpatrywanym materiałem dodatkowym był otrzymywany przez atomizację gazową sferoidalny proszek metco clad 6f o składzie chemicznym zbliżonym do stopu stellite 6 (tabl. ii). oznaczenie 6f wskazuje, że frakcja rozmiaru ziaren proszku mieści się w zakresie 20÷53 µm. nazwa materiału skład chemiczny [% wag.] co cr w c si fe inne metco clad 6f 55,0 ÷64,0 26,0 ÷30,0 3,5 ÷5,5 1,0 ÷1,3 1,2 ÷3,0 ≤ 3,0 < 1 opracowane stanowisko do badań  stanowisko do ultraszybkiego napawania (uhslc) opracowano jako rozszerzenie zrobotyzowanego stanowiska do napawania laserowego. w jego skład wchodzą następujące komponenty (rys. 2): • robot przemysłowy 6-cio osiowy – reis rv60-40, • tokarka uniwersalna erba compact 300 (rys. 3), • mikroprocesorowy układ regulacji prędkości obrotowej wrzeciona, • laser półprzewodnikowy laserline 4000 z głowicą do napawania coaxpowerline, • podajnik proszku gtv h-pf2/2. przewężenie strumienia proszku jeziorko ciekłego metalu podłoże napoina kierunek obrotu granica wtopienia 17przegląd  spawalnictwa vol. 89 6/2017 proces ultraszybkiego napawania na opracowanym stanowisku sterowany jest aktualnie poprzez sterownik robota. w pierwszej kolejności zadawana jest prędkość obrotowa wrzeciona tokarki, którą stabilizuje opracowany mikroprocesorowy układ regulacji. na podstawie prędkości obrotowej wyznaczana jest prędkość obwodowa elementu napawanego: vobw=πdn/1000 (1) gdzie: vobw – prędkość obwodowa [m/min], d – średnica przedmiotu napawanego [mm], n – prędkość obrotowa wrzeciona [obr/min]. po osiągnięciu zadanej prędkości obrotowej uruchamiany jest najazd głowicy napawającej na pozycję początkową oraz podawanie materiału dodatkowego i gazu osłonowego. po potwierdzeniu poprawności ustawienia głowicy sterownik w trybie automatycznym uruchamia generowanie wiązki laserowej i zaczyna ruch liniowy z zadaną prędkością wzdłuż osi obrotu elementu (oś z tokarki). do obliczenia prędkości liniowej głowicy laserowej posłużono się następującym równaniem: vlin=((1-o)•dlas•n)/60 (2) gdzie: vlin – prędkość liniowa [mm/s], o – współczynnik nałożenia kolejnych napoin [0-1], dlas – średnica plamki lasera [mm]. prędkość napawania stanowi wypadkową obu obliczonych prędkości, przy czym zwykle vlin<<vobw, co pozwala zastosować następujące uproszczenie przy doborze prędkości obrotowej wrzeciona tokarki: v=√(vobw2+vlin2 )=vobw (3) prędkość przyjęta do realizacji prób napawania na stanowisku wynosiła 50 m/min. ruch wzdłuż osi elementu z aktywną wiązką lasera powtarzany jest zadaną przez użytkownika liczbę cykli. po wykonaniu wszystkich warstw sterownik robota automatycznie wyłącza podawanie materiału dodatkowego i gazu osłonowego. przebieg procesu i weryfikacja działania  w ramach weryfikacji procesu ultraszybkiego napawania laserowego przeprowadzono próby napawania proszkiem metcoclad 6f. wykonane powłoki testowe miały szerokość 12 mm. skonfigurowano tor optyczny kształtowania wiązki laserowej, w taki sposób, aby uzyskać plamkę w ognisku o średnicy 1,5 mm, natomiast współczynnik nałożenia napoin przyjęto równy 0,5. między wykonywaniem kolejnych przejazdów głowicy stosowano przystanki czasowe (5 sekund), których zadaniem było umożliwienie wyrównania się temperatury wcześniej nałożonych warstw. rysunek 4 przedstawia rezultaty ultraszybkiego napawania laserowego materiału stellite 6 na podłożu ze stali ulepszonej cieplnie aisi 4330. powłoki różniły się liczbą warstw nałożonego materiału dodatkowego, przy czym szybkość podawania proszku wynosiła 36,8 g/min. natomiast gęstość mocy zdefiniowana jako iloraz mocy i powierzchni plamki lasera (φ) oraz energia liniowa (elin) były stałe i wynosiły odpowiednio φ – 1,7•105 w/cm2 i elin – 3,6•10-3 kj/mm. rys. 2. schemat stanowiska do realizacji procesu uhslc fig. 2. scheme of research station for uhslc process realization rys. 4. zgłady metalograficzne powłok napawanych laserowo stellitem 6 uzyskanych w procesie uhslc: a) 5 warstw, b) 10 warstw, c) 15 warstw fig. 4. cross-sectional microstructure of laser deposited stellite 6 coatings received in uhslc process: a) 5 layers, b) 10 layers, c) 15 layers rys. 3. zdjęcia stanowiska do realizacji procesu uhslc fig. 3. research station for uhslc process realization parametry otrzymanych powłok zebrano w tablicy iii. wysokość napawanej powłoki rośnie proporcjonalnie do liczby warstw, przy czym można przyjąć, iż wysokość pojedynczej warstwy wynosi ok. 13 µm. zmierzona mikrotwardość hv 0,1 powłok wg tablicy iii również wykazuje zmienność. zauważalny jest wzrost wartości średniej z serii pomiarów oraz zmniejszanie się dyspersji wyników wraz ze wzrostem liczby warstw (rys. 5). a) b) c) 18 przegląd  spawalnictwa vol. 89 6/2017 z przeprowadzonych pomiarów geometrii napoin w prze kroju poprzecznym wynika również, że głębokość swc w przypadku wszystkich trzech powłok jest porównywalna i mieści się w przedziale 110÷130 µm. ilość warstw stellite 6 wysokość napoiny [µm] rozstęp wysokości [µm] głębokość swc [µm] mikrotwardość hv 0,1 5 67 50 110 561 10 131 35 129 640 15 198 51 112 678 tablica iii. własności geometryczne i mikrotwardość powłok otrzymanych w procesie uhslc table iii. geometric properties and microhardness of coatings obtained in uhslc process tablica iv. porównanie powłok otrzymanych w procesach lc oraz uhslc table iv. comparison of laser deposited coating in lc and uhslc processes w przypadku wszystkich wytworzonych powłok zauważono jednak występowanie pęknięć, które wraz ze wzro stem liczby warstw napawanych zaczynały się znacznie rozrastać w charakterystyczne kratery. przekrój poprzeczny napoiny wykazuje ponadto, że część z nich propaguje na całej grubości powłoki, czyniąc ją nieszczelną (rys. 4b). celem uniknięcia pęknięć powłok, zwiększono energię liniową poprzez redukcję prędkości napawania do 20 m/min. na rysunku 6 przedstawiono przekrój poprzeczny otrzymanej tym sposobem powłoki złożonej z 3 warstw (φ – 1,4•105 w/cm2, elin – 7,5•10-3 kj/mm). wynik badań nieniszczących pt oraz zdjęcia zgładu metalograficznego przekroju poprzecznego napoiny nie ujawniły występowania pęknięć. należy podkreślić, iż w przypadku rys. 5. rozkład mikrotwardości hv 0,1 powłok napawanych w procesie uhslc fig.  5. microhardness hv 0.1 distribution of coatings obtained in uhslc process rys. 7. tuleja ze stali aisi 4330 napawana stellitem 6: a) konwencjonalnie, b) w procesie uhslc fig. 7. aisi 4330 steel bush cladded with stellite 6: a) conventionally, b) in uhslc process rys. 6.  zgład metalograficzny powłoki stellite 6 bez pęknięć uzyskana w procesie uhslc fig. 6. cross-sectional microstructure of stellite 6 coating without cracks received in uhslc process powłoki ukazanej na rysunku 6 zastosowano również większy współczynnik nałożenia napoin równy 0,6, aby zmniejszyć charakterystyczny dla procesu rozrzut wysokości napoiny. porównanie z konwencjonalnym  napawaniem laserowym   wyniki technologii ultraszybkiego napawania laserowego porównano z konwencjonalnym procesem napawania laserowego. w obu przypadkach napawano powłoki stellite 6 na tulei ze stali aisi 4330 na długości 120 mm w przypadku napawania konwencjonalnego (lc) oraz 160 mm (uhslc). na rysunku 7 przedstawiono rezultaty napawania laserowego w obu procesach. ilościowe porównanie rezultatów obu procesów zestawiono w tablicy iv. należy zauważyć, że w procesie uhslc otrzymano powłokę o porównywalnej wysokości, pozbawioną wad powierzchniowych, lecz o wyższej mikrotwardości oraz mniejszej swc. proces czas procesu [min] głębokość swc [µm] wysokość napoiny [µm] hv 0,1 liczba warstw pęknięcia lc 75 690 227 ~ 550 1 brak uhslc 15 288 199 ~ 800 3 brak 19przegląd  spawalnictwa vol. 89 6/2017 literatura [1] a. kusmoko, d. dunne, h. li: a comparative study for wear resistant of stellite 6 coatings on nickel alloy substrate produced by laser cladding, hvof and plasma spraying techniques, international journal of current engineering and technology, vol. 4, nr 1, pp.3236, 2014. [2] a. borek, r. grzelka, a. klimpel i in.: technologie laserowe spawania, wytwarzania i obróbki cieplnej warstw wierzchnich, przegląd spawalnictwa, vol. 85, nr 10, s. 10-18, 2013. [3] t. baraniecki, e. chlebus, m. dziatkiewicz i in.: system laserowego mikronapawania proszków metali, przegląd spawalnictwa, vol. 83, nr 9, s. 22-26, 2011. [4] g. kinal, d. bartkowski, a. piasecki i in.: laserowe napawanie kompozytowych warstw powierzchniowych stellite-6/b4c, inżynieria materiałowa, vol. 35, nr 5, s. 382-385, 2014. [5] v. ocelik, i. hemmati, th. m. de hosson: the influence of processing speed on the properties of laser surface deposits, surface effects and contact mechanics including tribology xii, vol. 91, s. 93-103, 2015. wnioski   technologia ultraszybkiego napawania laserowego znacznie podnosi własności powłok napawanych w porównaniu z jej konwencjonalną realizacją. w przypadku zastosowanego materiału stellite 6 możliwe jest otrzymanie warstwy napawanej bez wad powierzchniowych, charakteryzującej się twardością na poziomie 800 hv. ponadto istnieje możliwość sterowania twardością powłoki przez liczbę nałożonych cienkich warstw materiału dodatkowego. z punktu widzenia zagadnienia ekonomiczności proces uhslc skraca również kilkukrotnie czas główny napawania, przy czym wykonana powłoka jest wielowarstwowa. należy jednak zaznaczyć, że zbytnie obniżenie energii liniowej napawania może powodować powstawanie pęknięć krystalizacyjnych. rozmiar strefy wpływu ciepła w porównaniu z konwencjonalnym napawaniem laserowym również ulega zmniejszeniu nawet do głębokości 100 µm. powyższe rezultaty pozwalają stwierdzić, że technologia uhslc stanowi obiecującą metodę wytwarzania powłok funkcjonalnych komponentów dla branży lotniczej. badania.realizowane.w.ramach.projektu.sektorowego.innolot.(akronim.amphora).pt ..„badania.technologii.przyrostowych.procesów.hybrydyzacji.obróbki.. dla.potrzeb.rozwoju.innowacyjnej.produkcji.lotniczej”,.koordynowanego.przez.polskie.zakłady.lotnicze.sp ..z.o .o ..-.pzl.mielec,.współfinansowanego.ze.środków.. narodowego.centrum.badań.i.rozwoju.oraz.unii.europejskiej.w.ramach.europejskiego.funduszu.rozwoju.regionalnego.w.zakresie.programu.operacyjnego.. innowacyjna.gospodarka.priorytet.i .,.działanie.1 .5.po.ig .,.nr.umowy.innolot./i/6/ncbr/2013 [6] a. frenk, w. kurz: high speed laser cladding: solidification conditions and microstructure of a cobalt-based alloy, materials and science engineering, vol. 173, nr 1-2, s. 339-342, 1993. [7] g. a. turichin, o. g. klimova, e. v. zemlyakov i in.: technological aspects of high speed direct laser deposition based on heterophase powder metallurgy, physics procedia, vol. 78, s. 397-406, 2015. [8] t. schopphoven, a. geasser, k. wissenbach i in.: investigations on ultrahigh-speed laser material deposition as alternative for hard chrome plating and thermal spraying, vol. 28, nr 2, 2016. [9] aisi 4330 alloy steel (uns j24045), materiały azom [10] dsmw-0003.4 – cocr alloy powders for laser cladding, dane firmy oerlikon metco. 201410_pspaw.pdf 31przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 grzegorz świt aleksandra krampikowska krzysztof schabowicz wstępna analiza   możliwości wykorzystania   metody emisji akustycznej w ocenie  trwałości konstrukcji betonowych preliminary analysis of possible application of the acoustic emission method for the evaluation of concrete structures durability dr hab. inż. grzegorz świt, mgr inż. aleksandra krampikowska – politechnika świętokrzyska, dr inż. krzysztof schabowicz – politechnika wrocławska. autor korespondencyjny/corresponding author: gswit@tu.kielce.pl streszczenie pojęcie trwałości materiałów jest używane potocznie, chociaż nie jest ścisłe. szczególne znaczenie ma określenie początku zniszczenia w materiałach i elementach konstrukcyjnych, ponieważ wiele procesów zapoczątkowanych prowadzi do zniszczenia niemal bez możliwości ich zatrzymania w sposób skuteczny i ekonomiczny. dlatego też powstała koncepcja powiązania stanu granicznego trwałości nie z określonym umownie stopniem czy zakresem uszkodzenia elementu konstrukcyjnego, a z inicjacją procesu niszczenia, który prowadzi w sposób nieunikniony do wystąpienia jednego z dwóch tradycyjnych stanów granicznych. z tego powodu, tak istotne jest opracowanie metod, które wykrywałyby początek procesu niszczenia jak również śledziły jego rozwój i przebieg w całej objętości konstrukcji a nie tylko w wybranych subiektywnie miejscach. taką metodą może być metoda emisji akustycznej. słowa kluczowe: emisja akustyczna, ndt, konstrukcje betonowe, trwałość abstract the commonly used term “durability of materials” is not accurate. determination of the initiation of failure in materials and structural elements is particularly important because many initiated processes lead to failure providing hardly any chance to stop them effectively and economically. for that reason the idea has been proposed to combine the durability limit state not with the conventionally defined degree or range of damage but with the initiation of the failure process that inevitably leads to the occurrence of one of the two traditional limit states. to this end, it is necessary to design methods that will detect the start of a process of failure as well as track its development and in the entire volume of the structure, and not only at selected points. acoustic emission method may serve the purpose. keywords: acoustic emission, ndt, concrete structure, durability 32 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 wstęp obecnie istnieją dwa różne aspekty dotyczące określania trwałości konstrukcji budowlanych. pierwszy z nich związany jest z analizą konstrukcji już istniejących, zaprojektowanych według obowiązujących dawniej norm. drugi natomiast dotyczy zapewnienia założonego okresu użytkowania z uwzględnieniem cech mechanicznych i trwałościowych. w budownictwie problemy trwałości, wytrzymałości oraz wpływu na środowisko zgodnie z obecnym podejściem są ze sobą powiązane. wynika to z faktu, iż zastosowanie materiałów o niższych parametrach wytrzymałościowych i trwałościowych powoduje konieczność wykonywania napraw lub wymiany elementów, które następnie należy zutylizować. powoduje to zanieczyszczenie środowiska poprzez składowanie materiałów na wysypisku, recylking, utylizację odpadów jak również dodatkowe zużycie energii. trwałość można zdefiniować, jako zdolność konstrukcji do spełnienia minimum swoich funkcji przez okres planowanego użytkowania i w przewidzianych warunkach, bez konieczności ponoszenia nadmiernych kosztów napraw i konserwacji [1]. trwałość konstrukcji, obok bezpieczeństwa i użytkowalności, jest analizowana jako jeden z trzech filarów niezawodności konstrukcji. elementy te – dziś stawiane praktycznie na równi pod względem znaczenia – były w zdecydowanie różnym stopniu w przeszłości rozważane pod kątem tworzenia zasad ujmowania ich w projektowaniu [2]. aspekt trwałości w projektowaniu konstrukcji betonowych bazuje głównie na właściwościach fizyko-chemicznych. dotychczas badania skupiają się na 4 grupach zagadnień określanych wg [2], jako: – skutki karbonizacji, – korozja chlorkowa, – fizyczne działanie zamrażanie/odmrażanie (mrozoodporność), – skutki innych rodzajów oddziaływań chemicznych. aspekty dotyczące zasad projektowania konstrukcji, doboru środków zabezpieczających, doboru materiałów i ich właściwości, są określone w eurokodach oraz w wytycznych producentów materiałów. natomiast przyjęte warunki środowiskowe na etapie projektowania mogą w znaczący sposób odbiegać od tych, w jakich istniejąca już konstrukcja pracuje. ma to istotne znaczenie dla trwałości i bezpiecznej pracy konstrukcji, w dobie szybko zmieniających się warunków gospodarczych, które wymuszają tworzenie nowych miejsc pracy oraz infrastruktury w różnych miejscach niekoniecznie do tego przystosowanych. efektem tego są ciągłe prace nad szukaniem, projektowaniem i stosowaniem nowoczesnych materiałów i technologii o wysokich parametrach fizyczno-chemicznych i mechanicznych. niestety badania wdrożeniowe nowych materiałów i technologii często koncentrują się tylko na działaniu krótkotrwałym wybranych środowisk agresywnych na ich wytrzymałość i trwałość. niestety konsekwencją tego jest brak wyników opisujących zachowanie się badanych materiałów przy działaniu długotrwałym środowiska i obciążenia na właściwości fizyczne i mechaniczne. dlatego też istotnym zagadnieniem jest możliwość oceny wpływu środowiska, w jakim pracuje konstrukcja na stopień degradacji materiału mający istotny wpływ na trwałość i nośność konstrukcji. zgodnie z wytycznymi zawartymi w eurokodzie stopień ten można określić na podstawie: obliczeń, badań doświadczalnych, doświadczeń zebranych z wcześniejszych realizacji lub kombinacji tych podejść. można zauważyć w otaczającej nas rzeczywistości szereg budowli, które albo zostały nieprawidłowo zaprojektowane, albo zastosowano materiały o zbyt niskich parametrach odporności na środowisko agresywne. jednak najważniejszym problemem, jaki można zauważyć w polsce jest brak polityki remontowej konstrukcji budowlanych. o ile istnieją uwarunkowania prawne nakazujące wykonywanie bieżących, rocznych i rozszerzonych przeglądów o tyle brak jest możliwości wyegzekwowania poprawnego (zgodnie ze sztuka budowlana oraz rozwojem wiedzy) wykonania ich. związane to jest z dwoma aspektami. pierwszy spowodowany jest chęcią wydania jak najmniejszych kwot na wymagane przeglądy, co w konsekwencji prowadzi do aspektu drugiego, a mianowicie wykonywanie przeglądów oraz diagnostyki stanu technicznego konstrukcji przez osoby nieposiadające wystarczającej wiedzy, doświadczenia zawodowego, jak i możliwości technicznych. tak sporządzone dokumenty z przeglądów obiektów nie mogą być miarodajnym i wiarygodnym źródłem informacji użytych do wyznaczenia pozostałego okresu użytkowania. szczególnie, że bezpieczeństwo konstrukcji w ujęciu normowym w aspekcie nośności i trwałości oparto na: – pełnym podejściu probabilistycznym, – podejściu półprobabilistycznym – częściowe współczynniki, – podejściu globalnej odporności (global resistance), – podejściu „uznanym za wystarczające” (deem-tosatisfy), – podejściu „unikanie zniszczenia” (avoidance of deterioration). trwałość budowli, konstrukcji lub elementu może być określona w wymaganiach przy rozpoczynaniu procesu inwestycyjnego lub oceniana w odniesieniu do istniejących obiektów, natomiast materiały wykazują zmienność właściwości w czasie w wyniku starzenia i oddziaływania różnych czynników. znaczenie zmian tych właściwości zależy od przeznaczenia danego materiału, sposobu wykorzystania w konstrukcji, a przede wszystkim od rodzaju konstrukcji. ten sam materiał o charakterystycznym rozwoju właściwości w czasie może być właściwy do wykonania danej konstrukcji, a całkowicie nieodpowiedni do innej. przyjęto jednak mówić o trwałości materiałów budowlanych, rozumiejąc właśnie tę zmienność. 33przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 kryteria oceny trawłości konstrukcji betonowych poprzez ocenę ich stopnia uszkodzenia na podstawie pomiarów metodą ea do roku 2014 opracowano trzy procedury badania uszkodzeń elementów betonowych konstrukcji metodą emisji akustycznej znane, jako procedura japońska, amerykańska oraz polska, które poniżej przedstawiono. ponadto opracowano normy dotyczące badania konstrukcji metodą emisji akustycznej w rosji i na ukrainie. procedura japońska opracowaniem kryteriów oceny stanu technicznego belek żelbetowych metodą ea w japonii zajmował się masayatsu ohtsu z uniwersystetu kumamoto. na podstawie jego badań, opracowany został projekt normy zatytułowany recommended practice for in-situ monitoring of concrete structures by acoustic emission (2000). w normie określone zostały warunki bezpiecznej pracy dla żelbetowych elementów konstrukcji. ohtsu proces niszczenia elementów żelbetowych podzielił na trzy etapy: – powstawanie mikropęknięć w strefie rozciąganej, – rozwój pęknięć (także wskutek ścinania), – odspojenie zbrojenia i tarcie na granicy beton-beton oraz beton-zbrojenie. każdemu z tych etapów przypisane są odpowiednie wartości parametrów emisji akustycznej. wartości te przedstawiono w tablicy i. to nowe kryterium oparte na dwóch parametrach, jakim są współczynnik obciążenia (load ratio) oraz współczynnik ciszy (calm ratio) jak pokazuje rysunek 1. w tym ostatnim przypadku sygnały ea generowane są w skutek tarcia powierzchni pęknięć. tym samym ilość tych sygnałów jest skorelowana z ilością powstałych uszkodzeń. natomiast te dwa nowe deskryptory zostały zestawione z szerokością rozwarcia rys i amplitudą sygnału ea. współczynnik obciążenia definiuje się, jako stosunek obciążenia, przy którym pojawiają się sygnały ea w kolejnym etapie obciążenia do wartości poprzedniego obciążenia. natomiast współczynnik ciszy jest definiowany, jako stosunek ea podczas odciążenia do ea w czasie obciążenia poprzedzającego tablica i. parametry ea dla różnych etapów niszczenia belek żelbetowych wg ohtsu [4] table i. parameters of the ea for the various stages of reinforced concrete beams destruction by ohtsu [4] szczególne znaczenie ma określenie początku zniszczenia w materiałach i elementach konstrukcyjnych, ponieważ wiele procesów zapoczątkowanych prowadzi do zniszczenia niemal bez możliwości ich zatrzymania w sposób skuteczny i ekonomiczny. dlatego też, powstała koncepcja powiązania stanu granicznego trwałości nie z określonym umownie stopniem czy zakresem uszkodzenia elementu konstrukcyjnego, a z inicjacją procesu niszczenia, który prowadzi w sposób nieunikniony do wystąpienia jednego z dwóch tradycyjnych stanów granicznych. z tego powodu, tak istotne jest opracowanie metod, które wykrywałyby początek procesu niszczenia jak również śledziły jego rozwój i przebieg w całej objętości konstrukcji, a nie tylko w wybranych subiektywnie miejscach. taka metoda może być metoda emisji akustycznej. emisja akustyczna (ea) jest jedną z metod nieniszczących i coraz częściej praktycznie używaną w diagnostyce konstrukcji budowlanych. w różnych ośrodkach naukowych na całym świecie rokrocznie powstaje wiele publikacji dotyczących jej zastosowania [9] jednakże niestety wciąż brak jest przejrzystych i jednolitych instrukcji dotyczących przeprowadzenia zasadniczej części pomiaru oraz analizy wyników. praktycznie każda z instytucji zajmująca się badaniami metodą emisji akustycznej opracowuje własne propozycje procedur pomiarowych i ich interpretacji, uwzględniając wyniki badań laboratoryjnych i terenowych. procedury emisji akustycznej stosowane w badaniach nieniszczących elementów i konstrukcji z betonów zbrojonych publikowane są od lat 80-tych ubiegłego wieku. opracowania opublikowane miedzy innymi przez the ferguson structural engineering laboratory – the university of texas at austin (zwana dalej procedurą amerykańską) [3], the japanese society of ndi (zwana dalej procedurą japońską) [4, 5] oraz politechnikę świętokrzyską (zwana dalej procedurą polska) [6÷8]. należy zauważyć, że procedury – japońska i amerykańska, bazują na pojedynczych deskryptorach ea, natomiast procedura kielecka wykorzystuje statystyczną analizę obrazu z 12 parametrów ea, tworząc na tej podstawie bazę sygnałów wzorcowych. każda z tych procedur podaje te same źródła sygnałów ea w elementach wykonanych z betonu zbrojonego, czyli: powstawanie mikrorys, powstawanie i propagacja pęknięć, zamykanie się pęknięć (tarcie na granicy beton-beton), tarcie na granicy beton-zbrojenie, uplastycznienie i pęknięcia zbrojenia. lp. etap niszczenia szerokość rys, mm amplituda sygnałów ea, db współczynnik obciążenia intensywność ea w czasie odciążania 1 mikropęknięcia (wzrost mikropęknięć) 0,12 40÷60 80÷100 >1 niska 2 pęknięcia w strefie rozciąganej lub ścinanej 0,20 40÷80 0,8÷0,9 średnia 3 odspojenie i tarcie 0,5 40÷60 0,8 wysoka 34 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 odciążenie. jeżeli konstrukcja jest obciążana i pozostaje w zakresie pracy bezpiecznej to nie obserwujemy aktywności ea w procesie odciążania. jeżeli badany obiekt jest uszkodzony to współczynnik obciążenia osiąga wartość poniżej 1, a aktywność akustyczna wzrasta nawet przy niższych poziomach obciążenia, co powoduje wzrost wartości współczynnika ciszy. w badaniach tych brak jest informacji o wartości momentu maksymalnego (mmax) czy minimalnego (mmin) w odniesieniu do momentu niszczącego (mu). wartości obu parametrów zostały skorelowane z szerokością rys (crack-mouth opening displacement cmod). maksymalne wartości cmod obserwowano na belce, kiedy współczynnik obciążenia osiągał wartości niższe niż 0,9, a współczynnik ciszy był niższy od 0,05. kiedy konstrukcja pracuje stabilnie wówczas występuje efekt kaisera [4, 5] a mierzone szerokości rys zawierają się w przedziale 0,1÷0,2 mm. kryterium to ma poważne ograniczenia wynikające z konieczności kontrolowania obciążenia w czasie wyznaczania wartości tych parametrów. kryterium to jest trudne do zastosowania przy diagnozowaniu obiektów w warunkach normalnej eksploatacji. pomiarowych należy wyeliminować poprzez zastosowanie czujników strzegących (guard sensors). czujniki te należy tak rozmieścić, aby otaczały całą badaną strefę pomiarową. ich zastosowanie wyklucza rejestrację sygnałów powstałych poza mierzonym obszarem oraz pozwala wyeliminować szumy z otoczenia. zgodnie z procedurą amerykańską w trakcie pomiaru należy rejestrować następujące parametry ea [3]: – amplitudę, – czas trwania sygnału ea, – „moc” sygnału ea, – wartość obciążenia. ich podstawowe kryteria oceny stanu technicznego obiektów betonowych bazują na współczynniku felicity, ilości sygnałów ea powyżej 85 db, oraz wskaźniku historii rozwoju uszkodzeń (historic index). kryteria te zestawiono w tablicy ii. występujący w normie japońskiej parametr nazywany współczynnikiem obciążenia oraz w normie amerykańskiej współczynnik felicity (wf) są tymi samymi parametrami. podczas gdy współczynnik kaisera pokazuje brak nowych, aktywnych uszkodzeń to współczynnik felicity, jeśli jest mniejszy od jedności wskazuje na uszkodzenie elementu. dalsze decyzje, co do stanu technicznego badanej konstrukcji i ich wpływu na trwałość, oraz ewentualnych badań jakie należy wykonać podejmuje się w procedurze amerykańskiej zgodnie z poleceniami zawartymi w tablicy iii. procedura polska pierwsze prace nad opracowaniem kryteriów oceny stanu technicznego konstrukcji betonowych prowadził prof. gołaskiego wraz zespołem badawczym na politechnice świętokrzyskiej. w roku 2011 prof. świt w swojej monografii [6] zaproponował projekt procedury badania stanu technicznego konstrukcji z betonu zbrojonego, która polega na analizie zmian w intensywności emisji akustycznej, generowanej w poszczególnych strefach określonych elementów konstrukcji. rejestrowane sygnały ae poziom uszkodzenia współczynnik felicity wf relacja logiczna ilość n sygnałów ea powyżej 85 db małe > 0,9 i < 15 średnie > 0,9 i/albo 15 < n < 25 0,6 < wf < 0,9 i < 25 poważne > 0,6 i/albo > 25 < 0,6 tablica ii. kryteria rozwoju uszkodzeń wg tinkeya-fowlera [3] table ii. criteria for the development of damage by tinkeya-fowler [3] tablica iii. interpretacja poszczególnych mierników intensywności ea [3] table iii. interpretation of the various measures of intensity ea [3] kategoria interpretacja nieznacząca – mała dalsze badania nie są wymagane ostrzegawcza wymagane dalsze badania wysoka konieczna naprawa lub usunięcie elementu rys. 1. klasyfikacja uszkodzeń w zależności od współczynnika obciążenia i ciszy [4] fig. 1. classification of defects depending on the load factor and the silence [4] procedura amerykańska inne podejście przy tworzeniu procedury badawczej przyjęli amerykanie. procedura amerykańska zaleca badanie tylko wybranych odcinków (strefy przypodporowe oraz środek rozpiętości belki) a nie całych belek. sygnały spoza wyselekcjonowanych odcinków 35przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 są grupowane w klasy, którym przyporządkowane są różne mechanizmy destrukcyjne, jakie powstają w czasie użytkowania obiektów budowlanych. grupowanie i klasyfikowanie sygnałów ae przeprowadza się metodą rozpoznawania obrazów tworząc bazę sygnałów wzorcowych. stopień zagrożenia dla konstrukcji, jakie stwarzają procesy generujące w obrębie jednej klasy są określane poprzez tak zwany kod intensywności procesów destrukcyjnych opisanych poprzez różne kształty punktów, którym przypisana jest klasa jak i kod zagrożenia, co zostało zaprezentowane w tablicy iv. w ocenie stopnia uszkodzenia istotną cechą jest kodyfikacja poziomów uszkodzenia. obecność każdej klasy podczas monitoringu można uznać, jako kolejny stopień kodu określającego wpływ defektów na stan techniczny konstrukcji. w ocenie rozległości uszkodzenia wykorzystujemy wyniki lokalizacji strefowej oraz klasyfikację sygnałów w strefach. miarą rozległości uszkodzenia jest udział procentowy stref, w których wystąpiły określone klasy sygnałów. kodowanie rozległości uszkodzeń i wrażliwości konstrukcji na uszkodzenia należy przeprowadzić zgodnie z wytycznymi zawartymi w tablicach 5 i 6 a następnie zestawić z innymi ocenami wszystkich elementów przeprowadzonych metodami tradycyjnymi. procedura ta została zweryfikowana na 50 belkach strunobetonowych i żelbetowych oraz na 20 rzeczywistych obiektach mostowych w trakcie przejazdów ponadnormatywnych ze względu na ich masę, potwierdzając wstępnie poprawność przyjętych założeń. kolor + x nr klasy 1 2 3 4 5 6 7 8 kod zagrożenia 5 4 3 3 2 2 1 0 tablica iv. klasy, symbole i kody sygnałów ae [6÷8] table iv. classes, symbols and codes ae signals [6÷8] tablica v. kodowanie rozległości uszkodzeń [6] table v. coding of the injury extent [6] kod opis a brak znaczących wad b mała liczba wad, obejmująca nie więcej niż 5% powierzchni / długości lub liczby elementów c umiarkowana liczba wad, obejmująca od 5 do 20% powierzchni / długości lub liczby elementów d duża liczba wad, obejmująca od 20 do 50% powierzchni / długości lub liczby elementów e rozległe wady, obejmująca od 50 do 70% powierzchni / długości lub liczby elementów f rozległe uszkodzenia, obejmujące więcej niż 70% powierzchni / długości lub liczby elementów tablica vi. wpływu defektów na stan techniczny konstrukcji table vi. impact of defects on the condition of the structure kod opis nr klasy szeokość rozwarcia rysy, mm 0 element niespełniający swojej funkcji użytkowej bądź zniszczony 8 1 poważna wada/uszkodzenie i/albo element jest blisko awarii/zniszczenia 7 > 0,4 2 umiarkowana wada/uszkodzenie, która może mieć wpływ na utratę nośności 5, 6 3 pierwsze oznaki pogorszenia stanu technicznego konstrukcji, pojawiają się niewielkie wady/uszkodzenia, niewpływające na nośność elementu 3, 4 0,2÷0,4 4 nowy element bądź element z wadą niemającą wpływu na jego nośność 2 0÷0,2 5 nowy element bez wad 1 36 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 literatura [1] a.m. brandt: trwałość obiektów inżynierskich a zrównoważony rozwój, konferencja problemy naukowo-badawcze budownictwa białystok-krynica 2008, tom iv, s.169-183. [2] a. ajdukiewicz: konstrukcje betonowe projektowane na okres użytkowania-badania a nowe ujęcie normatywne. monografia: problemy naukowo-badawcze budownictwa. wydawnictwo politechniki białostockiej, białystok 2007; tom ii-konstrukcje budowlane i inżynierski, s.15-38. [3] b.v. tinkey, t.j. fowler, r.e. klingner: nondestructive testing of prestressed bridge girders with distributed damage, research raport 1857-2, center for transportation research the university of texas at austin, (2002). [4] s. yuyama, t. okamoto, m. shigeiski, m. ohtsu and t. kisi: a proposed standard for evaluating integrity of reinforced concrete beams by acoustic emission: standard and technology update, astm stp 1353, american society for testing and materials, west conshohocken, (1999). [5]. recommended practice for in-situ monitoring of concrete structures by acoustic emission, ndis 2421, japanese society for non-destructive inspection, 2000. [6] g. świt.: analiza procesów destrukcyjnych w obiektach mostowych z belek strunobetonowych z wykorzystaniem zjawiska emisji akustycznej, monografia. wydawnictwo politechniki świętokrzyskiej „monografie, studia, rozprawy” m21/2011, s.179 (pl issn 1897-2691). [7] b. goszczyńska, g. świt, w. trąmpczyński, a. krampikowska: application of the acoustic emission to bridge testing and diagnosis; comparison of procedures [w:] prognostics and system health management”, ieee catalog number cfp12phm-art; may 2012, beijing , s. 1-10. [8] b. goszczyńska, g. świt, w. trąmpczyński: monitoring of active destructive processes as a diagnostic tool for the structure technical state evaluation, bulletin of the polish academy of sciences, vol. 61, no 1, 2013, issn 0239-7528. [9] j. hoła: naprężenia inicjujące i krytyczne, a destrukcja naprężeniowa w betonie ściskanym, politechnika wrocławska, prace naukowe 2000, instytut budownictwa, nr 76, monografie nr 33. podsumowanie analizując metody i procedury ea stosowane w diagnostyce konstrukcji betonowych widać, że ich koncepcje ciągle ulegają zmianom wraz z doświadczeniem, jakie ich autorzy uzyskują. należy podkreślić, że stosowanie zaproponowanych kryteriów w procedurach japońskiej i amerykańskiej w pewnych szczególnych przypadkach, takich jak: badania próbek, modeli, małych elementów konstrukcyjnych na stanowiskach laboratoryjnych, daje prawidłowe wyniki i na ich podstawie można prognozować trwałość konstrukcji. jednakże w przypadku badania obiektów mostowych uzyskanie poprawnych wyników jest bardzo utrudnione z powodu wielu problemów wynikających z pomiaru w warunkach polowych [3÷5]. procedury japońska i amerykańska bazują na dokładnym pomiarze obciążenia według ściśle określonego schematu [3, 5]. dodatkowo procedury te opracowane są dla tylko dla wybranych elementów przebadanych w warunkach laboratoryjnych. natomiast stan techniczny obiektów mostowych należy oceniać w warunkach ich pracy z uwzględnieniem wpływu otoczenia. warunki te nie są możliwe do ujęcia w sposób deterministyczny, lecz są procesem losowym. oceniając konstrukcję należy uwzględnić także współdziałanie różnych elementów konstrukcji jak i wzajemne oddziaływanie defektów obecnych w obiekcie. dlatego obecne procedury oparte na precyzyjnym sterowaniu obciążeniem utrudniają prowadzenie diagnostyki dużych obiektów budowlanych w warunkach polowych. od stosowanych obecnie metod i procedur oczekuje się raczej informacji umożliwiających na ich podstawie wnioskowanie o wpływie rejestrowanych defektów na nośność i trwałość konstrukcji. w warunkach, w jakich pracują obiekty mostowe, budynki i budowle, ocena na podstawie obecnych kryteriów bazujących na pojedynczych parametrach sygnałów akustycznych nie stwarza szans na rozwiązanie problemu [4]. taką możliwość stwarza na dzień dzisiejszy zastosowanie techniki emisji akustycznej z wykorzystaniem analizy procesów destrukcyjnych zachodzących w elementach konstrukcji budowlanych zaproponowaną w polskiej procedurze [6÷8]. każdy proces destrukcyjny jest źródłem emisji akustycznej, które jest charakteryzowane poprzez deskryptory rejestrowanego sygnału [6]. wielkości te umożliwiają klasyfikację sygnałów a tym samym procesów destrukcyjnych. dzięki połączeniu procesów destrukcyjnych z rozległością uszkodzeń a także z ich wpływem na bezpieczeństwo istnieje możliwość prowadzenia obserwacji stanu technicznego konstrukcji na bieżąco i prognozowanie zmian trwałości obiektu. powiązanie sygnałów ea z procesami destrukcyjnymi i szerokością rys daje podstawy do dalszych prac nad opracowaniem modeli statystycznych i probabilistycznych opisujących zmiany trwałości konstrukcji z uwzględnieniem rzeczywistych warunków pracy i intensywności rozwoju uszkodzeń konstrukcji mierzonych „in-situ”. 201411_pspaw.pdf 11przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 próbki szklane grawerowane laserowo   jako wzorce dwójłomnosci akustycznej   w badaniach ultradźwiękowych glass samples laser subsurface engraved as a calibration blocks for ultrasonic determination of acoustic birefringence jacek szelążek dr hab. inż. jacek szelążek – instytut podstawowych problemów techniki polskiej akademii nauk. autor korespondencyjny/corresponding author: jszela@ippt.gov.pl wstęp do skalowania aparatury w defektoskopowych badaniach ultradźwiękowych wykorzystywane są różnego rodzaju próbki. najczęściej są to metalowe próbki zawierające wady sztuczne. innego rodzaju próbkami, bez wad sztucznych, są próbki prezentujące określone właściwości akustyczne. są to na przykład wzorce mikrosekundowe, czyli stalowe walce, w których czas przejścia fali ultradźwiękowej jest dokładnie określony. w ultrasonografii wykorzystywane są żelowe fantomy imitujące właściwości tkanki biologicznej, takie jak prędkości fal, tłumienie czy rozpraszanie. jednym z zastosowań badań ultradźwiękowych są pomiary naprężeń. są one dziś powszechnie stosowane w ocenie obwodowych naprężeń własnych w wieńcach monoblokowych kół kolejowych. naprężenia w kołach obliczane są na podstawie mierzonej ultradźwiękowo dwójłomności akustycznej materiału wieńca. dwójłomność akustyczna to miara anizotropii materiału obliczana jako względna różnica prędkości fal poprzecznych rozchodzących się w kierunku szerokości wieńca i spolaryzowanych odpowiednio w kierunku obwodowym i promieniowym. jej wartość jest zależna od dwóch czynników: tekstury materiału wieńca (ukierunkowanego ułożenia ziaren materiału w wyniku walcowania koła) i obwodowej składowej naprężenia (w kołach nowych działającej w wyniku obróbki cieplnej, w kołach eksploatowanych powstającej w wyniku hamowania klockami hamulcowymi). naprężenie oceniane tą metodą to naprężenie uśrednione na drodze fal, czyli na całej szerokości wieńca. streszczenie w pracy opisano nowy sposób wykonania próbki o określonej anizotropii akustycznej, przydatnej do badania głowic ultradźwiękowych przeznaczonych do pomiarów dwójłomności akustycznej. do wykonania próbek wykorzystano szklane bryły i podpowierzchniowe grawerowanie laserowe wymaganą w normach omawiających wzorce do ultradźwiękowych badań naprężeń w kołach kolejowych wartość dwójłomności uzyskano, stosując grawerowanie z podwojonymi, umieszczonymi w linii mikrouszkodzeniamu spowodowanymi działaniem lasera. przedyskutowano również możliwości wykonania wzorca dwójłomności akustycznej ze stali, jak proponują to normy. słowa kluczowe: badania ultradźwiękowe, wady sztuczne, anizotropia abstract paper describes a new method do produce a sample presenting determined acoustic birefringences, useful in ultrasonic nondestructive testing. to produce a given acoustic anisotropy glass block was used and subsurface laser engraving technique. anisotropy required in standard dealing with ultrasonic stress evaluation in railroad wheels, was obtained using engraving double, aligned along one line, microcracks. paper discusses also the feasibility of acoustic birefringence pattern manufacturing of steel, as described in standards. keywords: ultrasonic testing, artificial flaws, anisotropy 12 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 norma en13979 [1], opisująca ultradźwiękowe pomiary naprężeń w kołach kolejowych, zaleca do skalowania aparatury dwa wzorce w postaci bloków wyciętych z wieńca koła. wzorzec a jest pozbawiony naprężeń, a obserwowana w nim dwójłomność akustyczna jest wynikiem jedynie anizotropii teksturalnej. wzorzec b ma prezentować naprężenia obwodowe o wartości 100 +/-20 mpa. o ile pierwszy wzorzec jest łatwy do wykonania (wycięcie fragmentu wieńca i poddanie go odprężaniu termicznemu), o tyle wykonanie drugiego wzorca wydaje się praktycznie niemożliwe. typowy blok – fragment koła, z postawioną na nim głowicą ultradźwiękową, pokazano na rysunku 1. podpowierzchniowe grawerowanie laserowe działanie skupionej, impulsowo działającej wiązki lasera w szkle wywołuje powstanie lokalnego uszkodzenia szkła. wynikiem działania impulsu jest wydłużone mikropęknięcie mające postać „krzaczka” o długości 0,07÷0,1 mm i średnicy 0,03÷0,05 mm w zależności od mocy lasera. kierunek długości mikrouszkodzenia pokrywa się z kierunkiem wiązki światła lasera. laserowo wytworzone pęknięcia są wynikiem nie tylko lokalnego nagrzania szkła, ale głównie spontanicznej emisji elektronów wywołanej okresowym działaniem fali elektromagnetycznej [2]. dzisiaj zjawisko to wykorzystywane jest do trwałego znakowania opakowań szklanych i do produkcji pamiątek. wyspecjalizowana aparatura umożliwia wytworzenie w bloku szklanym praktycznie nieograniczonej ilości dowolnie rozłożonych mikropęknięć. ciekawą z punktu widzenia badań ut cechą szkła stosowanego w produkcji „laserowych obrazów” jest to, że prędkości propagacji fal ultradźwiękowych są zbliżone do prędkości fal w stali (cl = 5590 m/s, ct = 3360 m/s). fakt, że mikrouszkodzenie jest wydłużone, powoduje, że fala poprzeczna rozchodząca się w szkle z licznymi mikropęknięciami, ułożonymi w jednym kierunku i w całej jego objętości, w zależności od tego, czy kierunek polaryzacji jest równoległy czy prostopadły do osi mikropęknięć, będzie miała różną prędkość. liczne mikropęknięcia, choć znacznie krótsze niż długość fali ultradźwiękowej, czynią szkło anizotropowym, wykazującym dwójłomność akustyczną. wykonano szereg próbek z różnymi gęstościami mikrouszkodzeń i wykonano na nich pomiary wywołanej działaniem lasera dwójłomności akustycznej. okazało się, że dwójłomność akustyczna spowodowana pojedynczymi uszkodzeniami nawet o dużej gęstości jest stosunkowo niska. na rysunku 2 pokazano zależność dwójłomności od gęstości mikrouszkodzeń. badania prowadzono falami poprzecznymi o częstotliwości 2 mhz. rys. 1. blok do kontroli aparatury, wykonany jako wycinek wieńca koła monoblokowego fig. 1. control block made as a monoblock wheel rim section powierzchnia przekroju koła w takim bloku to ok. 100 cm2. siła potrzebna do wytworzenia naprężenia 100 mpa choć w połowie przekroju takiego bloku to siła rzędu 50 ton! trudno więc sobie wyobrazić sposób wykonania takiego bloku, w którym naprężenia własne rozkładają się tak, że średnie naprężenie na szerokości wieńca wynosi ok. 100 mpa. wytworzenie takich naprężeń w bloku możliwe jest jedynie po umieszczeniu go w prasie i ściśnięciu go siłą 100 ton. wydaje się, że jedynym sposobem spełnienia wymagań normy jest stosowanie jako wzorca b całego koła, w którym składowa obwodowa naprężeń własnych wynosi ok. 100 mpa. rozwiązanie to ma jednak dwa mankamenty. po pierwsze, taki wzorzec zajmuje stosunkowo dużo miejsca i jest raczej mało poręczny. po drugie, rozkład naprężeń na przekroju koła jest nieznany, a jedyną metodą, którą naprężenie uśrednione na szerokości wieńca może być wyznaczone, jest metoda ultradźwiękowa (czyli metoda, do której skalowania wzorzec ma służyć). inną metodą umożliwiającą wyznaczenie wartości i rozkładów naprężeń w kole jest metoda niszcząca (niestety w wyniku jej stosowania badany wzorzec przestaje istnieć). jeszcze jednym mankamentem wzorca b w postaci koła jest to, że mierzona w nim dwójłomność akustyczna jest wynikiem sumujących się wkładów tekstury materiału i naprężenia. nie są do dziś znane metody nieniszczące mogące określić udziały tych dwóch czynników w mierzonej sumarycznej dwójłomności. celem opisanych niżej badań było wykonanie bloku o określonej, jednorodnie rozłożonej w objętości, znanej dwójłomności akustycznej wywołanej jedynie strukturą materiału. rys. 2. zależność dwójłomności akustycznej wywołanej pojedyńczymi mikrouszkodzeniami od ich gęstości fig. 2. dependence of acoustic birefringence on laser microcrack density dwójłomność uzyskana dla gęstości uszkodzeń 1500/cm3, wynosząca 0,082%, jest równoważna dla stali naprężeniu równemu ok. 50 mpa. grawerowanie bloków szkła z wyższą gęstością uszkodzeń może prowadzić do pękania szkła w czasie obróbki i staje 13przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 się zbyt czasochłonne. wykonano więc próbkę grawerowaną nie pojedynczymi, lecz podwójnymi, ustawionymi w jednej linii, blisko siebie, mikrouszkodzeniami. próbka o gęstości uszkodzeń 2x8400/cm3 wykazała przy badaniach falami o częstotliwości 2 mhz dwójłomność odpowiadającą naprężeniu równemu ok. 120 mpa, a więc spełniającemu zalecenia przytaczanej normy. jednocześnie, dzięki małym wymiarom uszkodzeń w stosunku do długości fali, tak zmodyfikowane szkło nie jest źródłem szumów akustycznych mogących utrudniać pomiar. na przekroju typowego bloku wykonanego z wycinka koła bloku (rys. 1) obserwuje się rozkład anizotropii teksturalnej. powoduje to, że wynik pomiaru dwójłomności akustycznej zależy od miejsca przyłożenia głowicy do powierzchni bloku. waga bloku to ok. 5 kg, co w pewnym stopniu utrudnia jego przenoszenie. natomiast blok szklany o tej samej wysokości co szerokość wieńca koła (130 mm) waży kilkakrotnie mniej, a anizotropia akustyczna w całej objętości bloku jest jednakowa, zależna od gęstości mikrouszkodzeń. głowice ultradźwiękowe stosowane w pomiarach naprężeń w kołach kolejowych są wyposażone w magnesy stałe przyciągające je do powierzchni koła. celem stosowania takich magnesów jest z jednej strony ułatwienie uzyskania prawidłowego, powtarzalnego sprzężenia akustycznego (jako ośrodek sprzęgający wykorzystywane są lepkie, gęste żywice epoksydowe), a z drugiej – stabilizacja głowicy na powierzchni lica wieńca koła (ważne w pomiarach zestawów kołowych, gdy koła ustawione są w płaszczyźnie pionowej). aby ułatwić wykorzystanie szklanego bloku kontrolnego do badania głowic z magnesami, na powierzchni, do której sprzęgana jest głowica, naklejono stalową płytkę, w której otworze wklejono krążek z płaskiego szkła. fale ultradźwiękowe generowane przez głowice przechodzą przez szklaną płytkę i wnikają do wygrawerowanego bloku, odbijają się od jego dna i powracają do głowicy. czas przejścia fal w bloku jest zbliżony do czasu przejścia fal przez szerokość wieńca typowego koła monoblokowego. obudowa głowicy z magnesami przyciągana jest do stalowej płytki, a centralną pozycję głowicy na powierzchni bloku zapewniają dwa stalowe bolce. badania pierwszych prostopadłościennych bloków wykazały, że przy wymiarach poprzecznych bloku zredukowanych do 70x70 mm obserwowane są sygnały pochodzące z odbić fal od bocznych powierzchni. odbicia te mogą nieznacznie wpłynąć na wynik pomiaru dwójłomności. aby ten wpływ wyeliminować, na bocznych powierzchniach szklanej bryły zostały wyszlifowane liczne rowki. szklany blok kontrolny, z przyklejoną płytką stalową z dwoma bolcami i z rowkami (przed umieszeniem go w obudowie) pokazano na rysunku 3. należy pamiętać, że dwójłomność akustyczna szklanych, laserowo grawerowanych bloków, jest zależna od częstotliwości fal poprzecznych (podobnie jak dwójłomność teksturalna wywołana ukierunkowanym ułożeniem ziaren stali w wyrobach walcowanych). oznacza to, że opisany blok kontrolny może być stosowany jedynie w badaniach głowic o określonej częstotliwości. w przypadku badania naprężeń w kołach kolejowych jest to częstotliwość 2 mhz. opisany blok nadaje się do badania jedynie głowic z przetwornikami piezoelektrycznymi. stosowane w pomiarach naprężeń w kołach przetworniki emat generują fale jedynie w materiałach przewodzących. rys. 3. szklany, podpowierzchniowo grawerowany blok kontrolny o określonej dwójłomności akustycznej fig. 3. control block of given acoustic birefringence made as ssle glass block literatura [1] en 13979+a1, railway applications-wheelsets and bogiesmonoblock wheels-technical approval procedure, part 1: forged and rolled wheels. [2] krüger j, kautek w, lenzner m, sartania s, spielmann c, krausz f.: laser micromachining of barium aluminium borosilicate glass with pulse durations between 20 fs and 3 ps. applied surface science. 1998; 127(29): 892-898. wnioski opisane wyżej wyniki pokazują, że szklane bloki grawerowane laserowo w objętości mogą stanowić wzorce określonej dwójłomności akustycznej. dobierając odpowiednio gęstość mikrouszkodzeń i ich wzajemne położenia, można stworzyć bloki o wartościach anizotropii akustycznej odpowiadających różnym wartościom naprężeń w stali. technika umożliwia wykonanie bloku prezentującego anizotropię stałą w całej jego objętości (lub z dowolnym jej gradientem, o ile to potrzebne). dzięki temu, że prędkości fal ultradźwiękowych w szkle optycznym są zbliżone do prędkości fal w stali (dla fal poprzecznych prędkość w szkle jest o 4% wyższa niż w stali), rozbieżności wiązek fal w szkle i stali są praktycznie jednakowe. wykonanie stalowego bloku kontrolnego proponowanego w przytaczanej normie (i określanego w niej jako „wzorzec”), o akceptowanych wymiarach i masie oraz zaplanowanych właściwościach akustycznych jest dziś mało realne. przedstawione w pracy próbki wykonano dzięki uprzejmości i pomocy pani anny andrzejewskiej z firmy laser 3d, zielona góra. ps 9 2016 www.pdf 71przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 technologia lutowania twardego  prętów uzwojenia stojana turbogeneratora brazing technology of turbogenerator stator winding bars prof. dr hab. inż. zbigniew mirski; prof. dr hab. inż. edward chlebus; dr hab. inż. kazimierz granat, prof. nzw. pwr; dr inż  grzegorz ziółkowski – politechnika wrocławskia; dr inż. tomasz krause; mgr inż. konrad lickiewicz; mgr inż. arkadiusz  toporczyk – general electric power sp. z o.o. w warszawie, oddział we wrocławiu; mgr inż. kurt steigleder – ge power baden (szwajcaria). autor korespondencyjny/corresponding author: zbigniew.mirski@pwr.edu.pl streszczenie lutowanie prętów stojana ze skuwką, z dużą liczbą miedzianych przewodów elementarnych, jest procesem specjalnym, wynikającym ze złożonej konstrukcji lutowanego złącza. w opracowanej technologii lutowania twardego zastosowano regulowany docisk górny pakietu, zmieniany przed rozpoczęciem procesu i bezpośrednio przed jego zakończeniem. wywierany jest on przez siłowniki hydrauliczne, co umożliwia ciągłą kontrolę docisku oraz nadzorowanie parametrów procesu w trakcie jego trwania. ponadto zastosowano precyzyjne dozowanie wymaganej ilości lutu, deponowanego w konkretnych miejscach podczas montażu skuwki, przed procesem lutowania. słowa kluczowe: przewody miedziane; beztopnikowe lutowanie indukcyjne; połączenia lutowane; wypełnienie szczelin lutowniczych; tomografia komputerowa; badania metalograficzne; statyczna próba ścinania abstract brazing of the stator bar lugs with a high number of individual copper strands is a special process due to complex design of the brazed joint. the new brazing technology applied utilizes adjustable pressure from the top, varied of the lug prior to heating and directly before end of the brazing procedure. the pressure is exerted by a hydraulic device enabling measurement of the process parameters and control the process. additionally it was precisely dosed amount of bearing braze metal deposited in certain places during the lug assembly, before the brazing process. keywords:  copper strands; induction brazing without flux; brazing joint; filling between the strands; thomography; metallographic examination; static shear strength test wstęp indukcyjne lutowanie twarde miedzianych skuwek z miedzianymi przewodami elementarnymi prętów generatora w całość, należy do podstawowych technologii wytwarzania uzwojenia stojana i stanowi zadanie niezmiernie trudne z uwagi na wyjątkowo złożony układ lutowania. konstrukcja lutowana zawiera przynajmniej dwie kolumny, w każdej z nich jest ponad 60 miedzianych przewodów elementarnych, skuwkę i nakładkę [1]. omawiana technologia lutowania twardego dotyczy generatorów dużej mocy (rys. 1 i 2). na rysunku 2 można zauważyć, że złącze lutowane (skuwka) składa się z dwóch stosów elementarnych przewodów miedzianych (nazywanych kolumnami), skuwki w kształcie l-profilu i bocznej nakładki. dotychczas proces lutowania prowadzono ręcznie na stanowiskach produkcyjnych przy użyciu prostego oprzyrządowania, złożonego z docisków ręcznych. proces lutowania jest/był opisany instrukcją bps, a każdy pracownik wykonujący proces powinien posiadać ważne uprawnienia lutowacza (zgodnie z pn en iso 13585: 2012 [2]) potwierdzone przez jednostkę certyfikującą. dlatego też, dużą rolę w jakości połączenia odgrywały predyspozycje i doświadczenie pracowników. kryterium oceny prawidłowości połączenia stanowią wymagania normy pn en iso 18279: 2008 [3], które określają stopień wypełnienia w złączu na poziomie przynajmniej 80%. zbigniew mirski, edward chlebus, kazimierz granat, grzegorz ziółkowski, tomasz krause, kurt steigleder, konrad lickiewicz, arkadiusz toporczyk przeglad welding technology review 72 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 w związku z tym, w pierwszym etapie opracowania technologii wykonywane były złącza próbne i sprawdzane było wypełnienie szczeliny lutowniczej pomiędzy każdym indywidualnym przewodem miedzianym, ponieważ tak oceniane jest pojedyncze złącze pręta generatora. wcześniej, przed opracowaną nową technologią lutowania skuwek, w warunkach produkcyjnych, w celu kontroli wymaganej jakości procesu lutowania, każdy pręt uzwojenia stojana był badany metodą ultradźwiękową. podczas opracowywania nowej technologii indukcyjnego lutowania twardego, prowadzono metalograficzne badania niszczące i kontrolowano jakość połączenia na wyciętych, specjalnie do tego celu przygotowanych, pojedynczych próbkach. technologia lutowania opracowując nową technologię lutowania dobrano, po szeregu prób, przeprowadzonych w alstom power (obecnie ge power) we wrocławiu i badań w politechnice wrocławskiej, takie parametry lutowania, które praktycznie doprowadziły do całkowitego wypełnienia szczelin lutowniczych, a tym samym do osiągnięcia bardzo wysokiej jakości połączeń lutowanych prętów uzwojenia stojana [1]. należało określić i uwzględnić następujące parametry lutowania: – regulowany docisk górny i boczny skuwki, przed rozpoczęciem nagrzewania i bezpośrednio przed zakończeniem lutowania, poprzez zainstalowanie specjalnie zaprojektowanego i wykonanego układu hydraulicznego, z pomiarem wielkości docisku na manometrach kontrolnych; – temperaturę lutowania, poprzez pomiary i sterowanie rozkładem ciepła w nagrzewanej i lutowanej skuwce; – ilość ściśle dozowanego lutu srebrnego z fosforem cup 284 (w % wag.: 4,8-5,2 % p, 14,5-15,5 % ag, reszta cu), o zakresie temperatury topnienia 645 – 800 ºc, zgodnie z pn en iso 17672: 2010 [4], dobraną doświadczalnie i określić miejsca jego zdeponowania podczas montażu skuwki, przed rozpoczęciem procesu lutowania; – wprowadzenie drgań mechanicznych o małej częstotliwości do układu lutowania. zastosowane sterowanie parametrami lutowania charakteryzuje się pełną, kontrolowaną hydrauliką, dzięki której proces jest powtarzalny. sprawdzono to poprzez liczne próby lutowania złączy testowych. wyeliminowano w znacznym stopniu wpływ czynnika ludzkiego na efekty lutowania. zgodnie z normą pn en iso 18279: 2008 [3], przy najbardziej restrykcyjnych wymaganiach, osiągnięto prawidłowe wypełnienie lutem szczelin pomiędzy każdą parą przewodów elementarnych. badania połączeń lutowanych skuwki  w warunkach produkcyjnych jednoznaczne określenie wypełnienia szczelin lutowniczych za pomocą badań nieniszczących jest niemożliwe. w związku z tym, w celu określenia poprawności technologii lutowania, gotowe złącze lutownicze (skuwka) cięto na 7 części o grubości ok. 3,5 mm i analizowano każdy poprzeczny przekrój (rys. 3). rys. 1. stojan generatora o mocy ok. 300 mva, po prawej stronie szczegół dotyczący lutowanych prętów uzwojenia stojana ze skuwką fig. 1. generator, power range approximately 300mva, on the right hand side the item related to brazing of the stator bar lug a) b) skuwka l-profil kolumna 1 kolumna 2 nakładka rys. 2. widok: przed (a) i podczas (b) procesu lutowania indukcyjnego skuwki z równoczesnym pomiarem temperatury lutowania fig. 2. view: before (a) and during (b) of the induction brazing of the lug with the simultaneous measurement of brazing temperature rys. 3. szkic przedstawiający metodykę cięcia skuwki (a) i zdjęcie pojedynczej próbki (b) fig. 3. sketch presenting method of the cutting (a) and picture of individual sample (b) przygotowane w ten sposób próbki poddawano prześwietlaniu w badaniach tomograficznych, a następnie badaniom metalograficznym mając na celu ocenę stopnia wypełnienia lutem przestrzeni pomiędzy każdym elementarnym przewodem miedzianym. wynik badania próbek za pomocą tomografu komputerowego metrotom 1500 carl zeiss o maksymalnym napięciu 225 kv, pokazano przykładowo na rysunku 4. a) b) 73przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 w wyniku zastosowania nowo opracowanej technologii lutowania stopień wypełnienia szczelin lutowniczych sięga 98 % (rys. 5÷7). z uwagi na fakt, że każde lutowanie prowadzone jest w ten sam sposób, proces jest powtarzalny, zatem nie wymaga się w tym przypadku mało miarodajnej dla takiego przypadku kontroli ultradźwiękowej każdego pręta. podczas walidacji procesu lutowania zwrócono uwagę na aspekt stanu przygotowania powierzchni skuwki do lutowania. w każdym przypadku skuwka była zamawiana od producenta w formie prostopadłościennego pręta, po czym była frezowana na wymiar. stan chropowatości powierzchni, określony parametrem ra po obróbce wynosił od 2 do 4 µm. w związku z tym, że dopuszczalne jest produkowanie i lutowanie skuwek w technologii ciągnionej, a jej chropowatość powierzchni ra jest na poziomie 0,2-0,3 µm, interesującym aspektem był wpływ chropowatości na jakość lutowania. w celu określenia wpływu chropowatości powierzchni skuwki na stopień wypełnienia lutem, wykonano 2 złącza testowe (skuwki) o różnej chropowatości przygotowania powierzchni, przy powtarzalnej szerokości szczeliny lutowniczej sięgającej do 0,15 mm. dla powierzchni skuwki o chropowatości ra równej 0,2-0,3 µm uzyskano średnie wypełnienie lutem na poziomie 99%, natomiast w przypadku parametru ra= 2-4 µm wypełnienie było nieco mniejsze i wyniosło 96,7%. w obydwu przypadkach wypełnienie lutem spełnia wymagania pn en iso 18279: 2008 [3]. rys. 4. porowatość badanych próbek po prześwietleniu tomografem komputerowym fig. 4. porosity of the sample after thomography examination kolumna 1 kolumna 2 rys. 5. makrostruktura połączeń lutowanych wg opracowanej technologii, pełne wypełnienie lutem szczelin poziomych pomiędzy przewodami elementarnymi, grubość przewodów miedzianych 1,5 mm fig. 5. macrostructure of brazing joint acc. to new technology, full filling of the gap between individual strands, strand thickness 1.5 mm rys. 6. przekrój poprzeczny skuwki, polutowanej wg nowej technologii, z pełnym wypełnieniem szczelin fig. 6. cross section of sample brazed acc. to new technology with full filling of the gap between the strands rys. 7. wypełnienie lutem między poszczególnymi przewodami miedzianymi, kolor jasny ilustruje wypełnienie pierwszej kolumny (98 %), natomiast czarny drugiej (97%) fig.  7. filling with brazing metal between individual strands, bright color illustrates filling with the column 1 (98 %) and black one in the column 2 (97%) 74 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 podsumowanie analizując wyniki przeprowadzonych badań należy podkreślić znaczenie, w ocenie jakości złożonych i odpowiedzialnych połączeń lutowanych, odpowiednio dobranych i zastosowanych metod pomiarowych, tj. metodę tomografii komputerowej oraz badania metalograficzne. klasyczna metoda radiograficzna nie zapewnia uzyskania jednoznacznych wyników, a przez to ogranicza możliwość oceny jakości połączeń lutowanych. metodyka realizacji opracowanego sposobu lutowania, połączona z właściwie dobranymi badaniami kontrolnymi pozwoliła na jednoznaczne i czytelne przedstawienie uzyskanych efektów procesu lutowania. efektem usprawnionego procesu lutowania jest: – zapewnienie dobrej jakości lutowanych skuwek miedzianych prętów uzwojenia stojanów generatorów dużej mocy; – przyspieszenie produkcji, poprzez wyeliminowanie poprawek i znaczne zmniejszenie ilości operacji badań ultradźwiękowych; – możliwość zredukowania do minimum wpływu czynnika ludzkiego na efekty bardzo odpowiedzialnego procesu lutowania twardego. wszystkie wprowadzone czynniki rzutują na jakość, niezawodność i bezpieczeństwo pracy produkowanych generatorów. literatura [1] chlebus e., mirski z., granat k., dybała b., ziółkowski g.: quality evaluation of all the brazed lugs test pieces representing the lugs wt21h-102 and topair 23z-109, raport serii spr nr 15/2014, politechnika wrocławska, wrocław 2014. [2] pn en iso 13585: 2012 lutowanie twarde. kwalifikowanie lutowaczy i operatorów lutowania twardego. [3] pn en iso 18279: 2008 lutowanie twarde. niezgodności w złączach lutowanych na twardo. [4] en iso 17672 2:2010 – brazing. filler metals. 201411_pspaw.pdf 50 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 ocena rozkładu wytrzymałości betonu   w belkach żelbetowych za pomocą   badań sklerometrycznych distribution of the strength of concrete in reinforced concrete beam using sclerometer test artur wójcicki dr inż artur wójcicki – politechnika świętokrzyska. autor korespondencyjny/corresponding author: arturw@tu.kielce.pl wstęp w ramach różnego typu badań prowadzonych od wielu lat w katedrze wytrzymałości materiałów i konstrukcji betonowych politechniki świętokrzyskiej jej pracownicy stosują m.in. metody nieniszczące do diagnostyki elementów i obiektów budowlanych [1] (emisji akustycznej, elektromagnetyczne, sklerometryczne itp.). podczas diagnostyki konstrukcji żelbetowych zachodzi często potrzeba oceny zróżnicowania wytrzymałości betonu w elemencie [2,3]. do takiej oceny najlepsze są metody nieniszczące, np. metody sklerometryczne. nieodzowne wydaje się jednak zweryfikowanie rozkładu oraz otrzymywanych wartości bezwzględnych metodą niszczącą [4]. przyczyną może być np. brak właściwych funkcji korelacyjnych twardość – wytrzymałość dla metody sklerometrycznej, które można uzyskać jedynie na drodze doświadczalnej. streszczenie w artykule podano ocenę rozkładu wytrzymałości betonu metodą nieniszczącą w belkach żelbetowych. określenia wytrzymałości betonu dokonano dwiema metodami: niszczącą i nieniszczącą. porównanie wyników badań uzyskanych różnymi metodami wykazało dobrą zgodność. weryfikację rozkładów wytrzymałości betonu belek uzyskanych metodą sklerometryczną przeprowadzono na podstawie procesu rozwoju rys oraz wytężenia poszczególnych przekrojów belek. analiza uzyskanych wyników umożliwiła wyciągnięcie wniosków dotyczących możliwej korelacji rozkładu wytrzymałości betonu i morfologii rys. słowa kluczowe: badania nieniszczące, wytrzymałość, konstrukcja budowlana, beton abstract in this paper the concrete strength evaluation is obtained with non-destructive method in the reinforced concrete beams. determining of the strength of concrete was accomplished with two methods: destructive and non-destructive. the results comparison is obtained with different methods in a good agreement. the distribution verification of concrete strength of the beams was received with non-destructive method based on process of cracks evolution and level of load in each section of beams. the obtained results analysis permitted for conclusions concerning possible correlation of distribution of concrete strength and the morphology of cracks. keywords: non-destructive tests, strength, building structure, concrete 51przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 tablica i. zestawienie średnich wartości wytrzymałości uzyskanych z badań towarzyszących i na belkach table i. >>> główne tezy badawcze w pracy postawiono następujące tezy: – pomiary sklerometryczne, wykonane na elemencie żelbetowym typu belka, umożliwiają ustalenie miarodajnego rozkładu wytrzymałości betonu w jego objętości. – uzyskany przed obciążaniem rozkład wytrzymałości pozwala na przewidywanie rozwoju zarysowania oraz lokalizację w belce miejsc o zróżnicowanych właściwościach. na podstawie morfologii rys można zweryfikować, uzyskany metodą nieniszczącą, rozkład wytrzymałości betonu belki w strefie rozciąganej. – wartość naprężeń rysujących można oszacować w miejscu powstania rysy na podstawie znanej wartości obciążenia, schematu statycznego i zależności fizycznych jak dla fazy ib/iia zginanego przekroju żelbetowego, co także pozwoli na weryfikację wartości bezwzględnych wyników nieniszczących badań bezpośrednich. badania eksperymentalne do badań użyto trzech belek żelbetowych, wolnopodpartych o wymiarach 12 x 30 x 330 cm i rozpiętości w osiach podpór 3,0 m. wymiary oraz sposób zbrojenia belek przedstawiono na rysunku 1. elementy badawcze wykonano z mieszanki betonowej projektowanej klasy min. c25/30, stali 34gs rys. 1. geometria i układ zbrojenia belek fig. 1. geometry and the arrangement of reinforcement i stopniu zbrojenia podłużnego p = 1,05%. zbrojenie poprzeczne belek przyjęto wg rysunku 1 ze stali gładkiej st3s. dla każdej belki wykonano po 3 sześcienne próbki betonowe o boku 150 mm. belki obciążano dwiema siłami skupionymi od 0,0 co 5,0 kn, aż do zniszczenia, wykonując na każdym poziomie obciążenia odpowiednie pomiary. w niniejszej pracy wykorzystano część pomiarów, tj. pomiary wielkości obciążenia oraz rozwoju zarysowania. rozmieszczenie czujników i baz pomiarowych na belce pokazano na rysunku 2. przed obciążaniem wykonano pomiary sklerometryczne [5÷7] w 52 punktach na pobocznicy każdej belki. pomiary przewidziano w rejonie włókien dolnych i górnych, jednakże poza obszarem zbrojenia głównego. badania wszystkich elementów, tj. belek i próbek sześciennych o bokach 150x150x150 mm wykonanych z tego samego zarobu realizowano tego samego dnia. kostki ściskano w maszynie wytrzymałościowej o dokładności pomiaru siły 0,001 mn. przed próbą wytrzymałościową dokonywano pomiaru sklerometrycznego na ścianie każdej kostki. rys. 2. rozmieszczenie czujników i baz pomiarowych fig. 2. sensors arranging and measuring bases t wyniki badań wyniki pomiarów sklerometrycznych, wykonanych zarówno na belkach, jak i na próbkach sześciennych, zestawiono w tablicy i. porównanie średnich wartości wytrzymałości uzyskanych dwiema metodami na kostkach pokazuje ich dobrą zgodność, co świadczy o tym, że badania sklerometryczne są miarodajne. średnie wartości uzyskane metodą sklerometryczną na belkach nie odbiegają istotnie od uzyskanych dwiema metodami na kostkach. numer belki wytrzymałość średnia badania belki, mpa (sklerometr) wytrzymałość średnia badania kostek, mpa (sklerometr) wytrzymałość średnia badania kostek, mpa (prasa) 1 31,43 29,34 31,26 2 32,20 30,06 27,92 3 27,30 25,49 24,17 52 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 rozkład wytrzymałości betonu w belce 1 przedstawiono na rysunku 3, oddzielnie po jej stronie lewej i prawej. markery oznaczają wartości wytrzymałości w miejscu pomiaru i odpowiadają środkom baz 1÷13. linie grube (przerywana i ciągła) oznaczają odpowiednio aproksymacje wyników wielomianem drugiego stopnia, po obydwóch stronach belki oddzielnie. wartości wytrzymałości w i-tych bazach na lewej i prawej pobocznicy belki są porównywalne, a przebieg zmian na kolejnych bazach, wzdłuż belki, także wzajemnie zgodny. natomiast rozkład wytrzymałości betonu na długości belki 1 w pobliżu włókien górnych przedstawiono na rysunku 4. rys. 3. wartości wytrzymałości uzyskane na belce metodą sklerometryczną – belka 1, bazy dolne fig. 3. values of the strength gotten on the beam using sclerometer test – beam 1, bottom bases rys. 4. wartości wytrzymałości uzyskane na belce metodą sklerometryczną – belka 1, bazy dolne fig. 4. values of the strength gotten on the beam using sclerometer test – beam 1, bottom bases wzajemna zgodność wartości uzyskanych na stronie lewej i prawej jest mniejsza niż w przypadku włókien dolnych. wartości bezwzględne wyników uzyskanych na belce 1 zawierają się w przedziale od ok. 24 mpa do 46 mpa. wartość średnia wytrzymałości betonu w belce 1 wynosi 31,43 mpa. wyniki badań i analiz uzyskane na belkach 2 i 3 pokazano na rysunkach od 5÷8. zmieniono konwencję wykresów, aby tym razem, pokazać rozrzut wartości na każdej stronie pobocznicy tych belek (góra – dół belki). słupki lewe (w parach) odpowiadają wytrzymałości na górze, a prawe, odpowiednio, na dole każdego boku kolejnej belki. przedział wartości otrzymanych wyników dla belki 2 wynosi od ok. 22,0 do 41,8 mpa, natomiast wartość średnia 32,20 mpa. rys. 5. wartości wytrzymałości uzyskane metodą sklerometryczną – belka 2, strona lewa – bazy górne i dolne fig. 5. values of the strength gotten using sclerometer test – beam 2, left side – upper and bottom bases rys. 6. wartości wytrzymałości uzyskane metodą sklerometryczną – belka 2, strona prawa – bazy górne i dolne fig. 6. values of the strength gotten using sclerometer test – beam 2, right side – upper and bottom bases rys. 7. wartości wytrzymałości uzyskane metodą sklerometryczną – belka 3 strona lewa– bazy górne i dolne fig. 7. values of the strength gotten using sclerometer test beam 3 left side upper and bottom bases rys. 8. wartości wytrzymałości uzyskane metodą sklerometryczną – belka 3, strona prawa – bazy górne i dolne fig. 8. values of the strength gotten using sclerometer test – beam 3, right side – upper and bottom bases stwierdzone, relatywnie znaczne różnice wartości wytrzymałości betonu belek w odległościach rzędu kilkudziesięciu centymetrów potwierdzają zasadność przedstawianego postępowania badawczego oraz ewentualną przydatność wyników i wniosków z nich płynących w praktyce. 53przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 układ rys na poziomie obciążenia zbliżonym do niszczącego uzyskany na belce 1 po prawej stronie pobocznicy odpowiednio w rejonie baz pomiarowych o numerach od 1÷7 oraz 7÷13 pokazano na rysunkach 9 i 10. numer każdej rysy widoczny jest przy dolnej krawędzi belki, natomiast bazy ponumerowano na tej stronie belki od prawej do lewej. (1) gdzie: fctm – średnia wytrzymałość betonu na rozciąganie, fck – wytrzymałość betonu na ściskanie; gdzie: mcr – moment rysujący, wc – wskaźnik wytrzymałości przekroju, σct – naprężenie rozciągające. wartość momentu rysującego posłużyła do określenia spodziewanej wartości naprężenia rysującego w przekroju, gdzie stwierdzono rysę (wytrzymałości betonu na rozciąganie w tym miejscu). korygując odpowiednio wartość wytrzymałości na rozciąganie przy zginaniu fct,fl, na podstawie zależności z [8] (przyjęto fct,fl = (1,6 h/1000)fct, h – wysokość przekroju belki), do wartości wytrzymałości przy osiowym rozciąganiu fct oraz wykorzystując zależność (1) z [8], wyznaczono wartość wytrzymałości na ściskanie według wzoru (3). gdzie: fc – wytrzymałość betonu na ściskanie, σct – naprężenie rysujące określone z badań (2) wanie przeprowadzono dla belek 2 i 3. w większości przypadków kolejność powstawania rys jest zgodna z rozkładem wytrzymałości betonu uzyskanych z badań oraz wytężeniem przekroju (przekroje poza strefą stałego momentu). podjęto także próbę pośredniego wyznaczenia wytrzymałości na ściskanie w przekrojach, gdzie zarejestrowano kolejno powstające rysy. znając miejsce powstania i-tej rysy i obciążenie, przy którym ona powstała można, na podstawie związków (1) [8] i (2), określić naprężenie rysujące σct (wytrzymałość na rozciąganie) przy zginaniu, a następnie określić na tej podstawie wytrzymałość betonu na ściskanie. (3) przeprowadzono obliczenia dla belki 1 i miejsca powstania pierwszej rysy na prawej stronie belki (baza 8 na rys. 10). pozwoliło to na oszacowanie wytrzymałości betonu na ściskanie w tym miejscu. obliczona wartość wyniosła 28,21 mpa (dla obciążenia, po którym stwierdzono powstanie rysy). pomiar metodą sklerometryczną wykazał natomiast wartość wytrzymałości wyznaczoną w rejonie środka bazy 8, na dole, o wartości 28,67 mpa (rys. 3). odpowiednio kolejne rysy na prawej pobocznicy tej belki stwierdzono w bazie 6 (29,75 mpa) oraz 5 (28,13 mpa). w podobny sposób przeanalizowano kolejność powstawania rys w przypadku strony lewej tej belki oraz belek 2 i 3. uzyskano podobną zgodność z wynikami pomiarów sklerometrycznych. analiza uzyskanych rozkładów wytrzymałości betonu (rys. 3÷8) pozwala zatem przewidywać rozwój zarysowania. informacja taka jest także często bardzo przydatna podczas oceny aktualnego stanu konstrukcji żelbetowej. rys. 9. belka 1 – morfologia rys – prawa strona belki, bazy 1÷7 fig. 9. beam 1 – morphology of cracs – the right side of the beam, bases 1÷7 rys. 10. belka 1 – morfologia rys – prawa strona belki, bazy 7÷13 fig. 10. beam 1 – morphology of cracs – the right side of the beam, bases 7÷13 w celu oceny zarówno samych wartości bezwzględnych wytrzymałości uzyskanych dwiema metodami, jak i miarodajności ich rozkładu w objętości elementów podjęto próbę porównawczej weryfikacji tych wyników z wynikami badań rozwoju zarysowania. porównując wartości wytrzymałości uzyskanych w strefie dolnej (rys. 3) z kolejnością powstawania rys (rys. 10) stwierdzono, że pierwsza rysa powstała w miejscu, gdzie oceniono najniższą wartość wytrzymałości na ściskanie, tj. 28,67 mpa (baza 8). kolejna rysa powstała w bazie 6 (rys. 9) przy wytrzymałości 29,75 mpa. trzecia rysa powstała w bazie 5, gdzie stwierdzono wytrzymałość równą 28,13 mpa. w ten sam sposób porównano dalszy rozwój rys z wartościami określonej wytrzymałości betonu tej belki. analogiczne postępo54 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 literatura [1] runkiewicz l.: stosowanie metod nieniszczących do oceny bezpieczeństwa, trwałości i niezawodności konstrukcji budowlanych. wyd. www.badania-nieniszczące.info/badania... runkiewicz_03_05_r03. [2] runkiewicz l.: wpływ wybranych czynników na wyniki badań sklerometrycznych betonu. wyd. itb, warszawa, 1994. [3] runkiewicz l.: wpływ statystycznej analizy wyników badań nieniszczących na ocenę betonu w konstrukcji. prace itb, nr 1/81. [4] runkiewicz l.: badania konstrukcji „in situ” w rzeczoznawstwie budowlanym. materiały konferencyjne „warsztat pracy rzeczoznawcy budowlanego”. wyd. pol. świętokrzyska, kielce, 1996. [5] pn-b-06262:1974 nieniszczące badania konstrukcji z betonu. metoda sklerometryczna badania wytrzymałości betonu na ściskanie za pomocą młotka schmidta typu n. [6] metoda sklerometryczna do badań wytrzymałości betonu w konstrukcji. instrukcja itb nr 210. [7] pn-en 12504-2:2002 badania betonu w konstrukcjach. część 2. badanie nieniszczące. oznaczanie liczby odbicia. [8] pn-en 1992-1-1 eurokod 2: projektowanie konstrukcji z betonu część 1-1: reguły ogólne i reguły dla budynków. wnioski przeprowadzone badania oraz analiza otrzymanych wyników prowadzą do następujących wniosków: – wyznaczenie rozkładu wytrzymałości betonu w elementach za pomocą badań sklerometrycznych daje miarodajne wyniki. – zastosowanie metody nieniszczącej pozwala na miarodajną ocenę wytrzymałości betonu w miejscach, gdzie nie jest możliwe pobranie próbek. – stwierdzono zgodność rozwoju procesu zarysowania oraz ustalonego rozkładu wytrzymałości betonu, co może w praktyce umożliwić prognozowanie rozwoju zarysowania w elemencie. zachodniopomorska sekcja spawalnicza simp polskie towarzystwo badań nieniszczących i diagnostyki technicznej – simp o/szczecin urząd dozoru technicznego biuro techniki spawalniczej „bm” zapraszają do udziału w: xxi naukowo-technicznej krajowej konferencji spawalniczej międzyzdroje 26 28.05.2015 (hotel wolin w międzyzdrojach) na temat: „postęp, innowacje i wymagania jakościowe procesów spajania” sesje referatowe, wystawa techniczna, imprezy towarzyszące – 26. i 27. maja wycieczka techniczna – 28. maja • zakwaterowanie uczestników wg życzenia, w pokojach jednoi dwuosobowych • wybrane referaty naukowe będą publikowane w punktowanym czasopiśmie naukowotechnicznym • firmy handlowe zapraszamy do uczestnictwa w wystawie technicznej i zamieszczenia, reklam i artykułów promocyjnych dalsze informacje (i druki) będą podawane na stronie: www.saperski.com.pl od jesieni br. dodatkowe informacje: * bogusław olech (badania nieniszczące) tel.: 601-795-718; e-mail: boguslawolech@wp.pl * marek saperski (spawalnictwo, uzgodnienia formalne i organizacyjne) tel.: 601-669-521; e-mail: biuro@saperski.com.pl korespondencję prosimy kierować do biura konferencji: • elektronicznie: biuro@saperski.com.pl • faxem: 91 487 88 19 (24h) • listy: przedsiębiorstwo „bm” ul. łukasiewicza 1a, 71-317 szczecin komitet organizacyjny ps 5 2018 www str 95przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 deklaracja zgodności we dla maszyny   – niebezpieczna rzeczywistość declaration of conformity for machine – dangerous reality mgr inż. marek saperski – biuro techniki spawalniczej „bm”. autor korespondencyjny/corresponding author: biuro@saperski.com.pl streszczenie w opracowaniu przedstawiono luki w zapisach dyrektywy maszynowej, jako wynik bardzo negatywnej ekspertyzy elementu konstrukcyjnego linii technologicznej przetwórstwa spożywczego. przedstawiono również propozycje zapewnienia sobie przez zamawiającego akceptowalnego poziomu jakości konstrukcji w istniejącej sytuacji. słowa kluczowe: deklaracja maszynowa; zapewnienie jakości wyrobu; wymagania jakościowe; dokumentacja zdawcza abstract the article presents regulations or gap in regulations regarding welding in machinery directive 2006/42/ec. the base of the article were tests and analysis of destroyed construction part of transportation line in food industry. the way to ensure right quality of welding structures are presented. keywords:  declaration of conformity (machine); providing the product quality; quality requirements; quality records wstęp kraje wspólnoty wprowadziły dyrektywę maszynową [1], albowiem: „sektor maszynowy jest ważną gałęzią przemysłu inżynieryjnego i stanowi jeden z przemysłowych filarów gospodarki wspólnoty. koszty społeczne dużej liczby wypadków powodowanych bezpośrednio przez użytkowanie maszyn można zmniejszyć przez projektowania i wykonanie maszyn bezpiecznych z samego założenia oraz przez właściwe ich instalowanie i konserwację” [1]. rzeczona dyrektywa, nie stawia niestety żadnych wymagań procesom spawalniczym. w jej obszarze nie funkcjonuje odpowiednik serii norm en 1090 [2], która w sektorze budownictwa zdecydowanie podniosła poziom jakości, również w małych firmach [5] i nie przywołuje norm serii en 3834 [3,4], w wielu segmentach przemysłowych wręcz obligatoryjnej. stan taki sprzyja sytuacjom patologicznym opisanym już w literaturze fachowej [6,7] i jest daleki od praktyki w segmencie okrętowym [8,9] i offshore [10,11] znanych ze znakomitego poziomu spawalnictwa i wymagań określonych w opracowaniu [12]. przy takim stanie przepisów, rzeczywistość bywa brutalna. przekonała się o tym pewna polska firma branży spożywczej, eksploatująca linię technologiczną wykonaną przez wytwórcę z holandii, w świetle załączonych dokumentów, zgodnie z rzeczoną dyrektywą (deklaracja zgodności we dla maszyny, ze znakiem ce), gdy nastąpiła jej awaria. awarii uległ „łuk 180°”, stanowiący konstrukcję obudowy napędu łańcuchowego owej linii (ważący ok. 20 kg), który po prostu spadł na ziemię i rozleciał się na dwie części (rys. 1). marek saperski przeglad welding technology review prawdopodobną przyczyną awarii było lokalne szarpnięcie nieco poluzowanego łańcucha napędu – co wynika z samej istoty rzeczonego napędu, bowiem w czasie eksploatacji następuje nierównomierne wydłużenie owego łańcucha w przedziale 1,3 do 6,6 mm na 1 mb, przekraczające możliwości napinaczy. takie zjawisko wskazuje, że siły rozciągające mogą nawet przekraczać granicę plastyczności, więc mogą być na poziomie do 57 kn. z prostej analizy sił jasno wynika, że przy poprawnie wykonanych spoinach nie doszłoby do awarii. ciekawe było też podejście wytwórcy, który mimo, że „maszyna” była na gwarancji, nie widział w tym wydarzeniu swojej winy. co prawda, przyznał, że złącza spawane nie spełnia ją wymogów en 5817, ale oficjalnie głosił, że spoiny spełniają ich wewnętrzne standardy wytrzymałościowe! rys. 1. uszkodzona konstrukcja w wyniku awarii konstrukcji łuku fig. 1. the destroyed structure after breakdown doi: http://dx.doi.org/10.26628/ps.v90i5.906 96 przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 rys. 3. umiejscowienie badanych spoin na łuku fig. 3. overall test-piece setup rys. 2. konstrukcja obudowy napędu łańcuchowego (łuku) fig. 2. the structure of cover of a chain wheel rys. 4. przełom złącza nr 1, ukosowanie na k, brak przetopu 402 wg en iso 6520-1 fig. 4. fracture no. 1 (k-grove, lack of penetration 402 acc. to en iso 6520-1) rys. 5.  przełom złącza nr 5, ukosowanie i, brak przetopu 402 wg en iso 6520-1 fig. 5. fracture no. 5 (i-grove, lack of penetration 402 acc. to en iso 6520-1) w wyniku uporu wytwórcy, godnego lepszej sprawy, powstała rzeczona ekspertyza, obnażająca tragicznie niski poziom złączy spawanych. a jej angielska wersja językowa, stała się głównym dowodem w sprawie, już na szczeblu zarządu sporego, niemieckiego koncernu, którego częścią jest polska przetwórnia, w której nastąpiła rzeczona awaria. i tym sposobem sprawa beznadziejnej jakości połączeń spawanych została upubliczniona na najwyższym szczeblu decyzyjnym. wytwórca musiał skapitulować i zgodzić się na ciężkie warunki zadośćuczynienia, tracąc zdecydowanie na wizerunku i wiarygodności, a w przyszłości może nawet ważnego klienta. jak widać nie zawsze opłaca się iść w zaparte! konstrukcja linii technologicznej w największym skrócie owa linia technologiczna składa się z prowadnic, po których przemieszczają się wagoniki, do których podczepiane są przetwarzane produkty. ruch wagoników zapewnia łańcuch napędzany kołami łańcuchowymi, umieszczonymi w rzeczonym łuku 180°. linia ma długość rzędu 6 km i składa się z odcinków (wynikających z rozmiarów hal produkcyjnych) długości w przedziale 50÷170 m, a na obu końcach takiego odcinka znajduje się rzeczony „łuk”, których w sumie jest blisko 100 szt. linia jest zawieszona pod sufitem, na wysokości rzędu 2÷4 m od podłogi, a pod nią pracują ludzie. tylko przypadek sprawił, że upadek konstrukcji łuku nie spowodował groźnego w skutkach wypadku. konstrukcja obudowy  napędu łańcuchowego (łuku 180°) konstrukcję obudowy przedstawiono na rysunku 2. jak widać, jest ona spawana i składa się z blach i kształtowników o grubości 6÷7 mm. w wyniku awarii została zniszczona część złączy spawanych, a pozostałe dały się łatwo połamać przez przeginanie ręką. rozmieszczenie spoin łuku pokazano na rysunku 3, a na rysunkach 4÷6 pokazano przykładowe przełomy tych złączy. łuków nieuszkodzonych (dla większego obiektywizmu wyników) poddano badaniom: rt, makroskopowym i próbie rozciągania. wszystkie badania zostały wykonane przez niezależne i autoryzowane laboratoria. wyniki badań laboratoryjnych 1. badania vt – wszystkie złącza wykazały brak przetopu po niżej poziomu d wg en iso 5817. 2. badania rt – wszystkie złącza wykazały niezgodności poniżej poziomu d wg en iso 5817. badania laboratoryjne złączy spawanych  łuku 180° złącza zniszczone w wyniku awarii (lub złamane ręką) – rysunki 3÷6, poddano badaniom wizualnym (vt). natomiast złącza niezniszczone, pochodzące z identycznych dwóch 1 24 3 11 5 1 ukosowana krawędź (ukosowanie k) brak przetopu (402 wg en iso 6520-1) krawędzie bez ukosowania (przygotowanie na i) brak przetopu (402 wg en iso 6520-1) 97przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 rys. 6. przełom złącza nr 11, ukosowanie na k brak przetopu 402 wg en iso 6520-1 fig. 6. fracture no. 11 (k-grove, lack of penetration 402 acc. to en iso 6520-1) rys. 9. zgład makroskopowy złącza czołowego nr 34 fig. 9. macroscopic photo, weld joint no 34 rys. 7. zgład makroskopowy złącza czołowego nr 12 fig. 7. macroscopic photo, weld joint no 12 rys. 8. zgład makroskopowy złącza czołowego nr 23 fig. 8. macroscopic photo, weld joint no 23 tablica i. wyniki próby rozciągania próbek table i. results of tensile test 3. badania makroskopowe – wszystkie złącza wykazały nieakceptowalne niezgodności. przykładowe zgłady pokazano na rysunkach 7÷9. 4. badania wytrzymałościowe – próba rozciągania – wyniki tych badań przedstawiono w tablicy i. jak widać wytrzymałość złączy „oryginalnych” mieści się w przedziale 72÷295 mpa, a jednocześnie złącze poprawne (nr 51), naprawione przez użytkownika linii, uzyskało wytrzymałość 496 mpa, więc wytrzymałość złączy „oryginalnych” wynosi 14,5÷59,3% jego wartości, a średnia 218,5 mpa. (czyli 44% wartości nominalnej). jak widać, konstrukcja jest wykonana ze stali zwykłej wytrzymałości, typu s235 (podgrupa 1.1). nr próbka ze spoiną   o numerze  wymiary a x b, mm maksymalna siła  fm, n wytrzymałość   na rozciąganie rm, mpa uwagi 1 10 5,99 x 36,70 58270 265 złom w spoinie 2 12 6,19 x 36,05 62200 279 złom w spoinie 3 22 5,84 x 29,33 41080 240 złom w spoinie 4 23 5,84 x 32,49 52210 276 złom w spoinie 5 24 5,71 x 32,20 35950 196 złom w spoinie 6 25 5,77 x 26,50 45180 295 złom w spoinie 7 32 5,40 x 28,93 23990 154 złom w spoinie 8 33 6,49 x 31,85 14830 72 złom w spoinie 9 34 6,05 x 32,95 58610 294 złom w spoinie 10 35 5,97 x 30,64 25720 141 złom w spoinie 11 51 5,07 x 23,04 57940 496 złom w materiale, złącze naprawione, poprawne propozycja zapewnienia poziomu jakości  przez zamawiającego jak wynika z przedstawionego materiału, dyrektywa maszynowa w swoim obecnym brzmieniu nie zapewnia wymaganej jakości wyrobu. z pewnością jak się wydaje, wymaga pilnego uzupełnienia o system jakości w spawalnictwie, np. oparty o normę en1090-2, ale to zapewne, z przyczyn proce brak przetopu (402 wg en iso 6520-1) ukosowana krawędź (ukosowanie k) 11 98 przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 literatura [1] dyrektywa 2006/42/we parlamentu europejskiego i rady z dnia 14-052006 r. w sprawie maszyn, zmieniająca dyrektywę 95/16/we. [2] norma en 1090 wykonanie konstrukcji stalowych i aluminiowych. [3] norma en 3834 wymagania jakości dotyczące spawania. [4] szczok e.: wymagania jakościowe procesów spajania w oparciu o normę pn-en iso 3834: 2007; materiały xiii naukowo-technicznej konferencji: postęp, innowacje i wymagania jakościowe procesów spajania, międzyzdroje 29-31.05.2007. [5] saperski j.: wpływ wprowadzenia normy pn-en 1090 na spawalnictwo w małych wytwórniach konstrukcji spawanych, materiały xx naukowotechnicznej: konferencji postęp, innowacje i wymagania jakościowe procesów spajania, międzyzdroje 27-29.05.2014. [6] szubryt m., wincza m.: jakość handlowa. czy jakość rzeczywista?, materiały xiii naukowo – technicznej konferencji: postęp, innowacje i wymagania jakościowe procesów spajania, międzyzdroje 29-31.05.2007. wnioski  1. dyrektywa maszynowa nie stawia żadnych wymagań jakościowych przy stosowaniu procesów spawalniczych. 2. stan taki sprzyja produkcji skandalicznie niskiej jakości wyrobów maszynowych, stanowiących zagrożenie dla zdrowia, a nawet życia ludzkiego, co jasno wynika z przedstawionego zdarzenia. 3. z przeprowadzonej ekspertyzy w sposób oczywisty wynika, że wytwórca rzeczonej linii technologicznej, nie stosował żadnego systemu jakości, jak też końcowej kontroli i badań elementów spawanych, co wcale nie było przeszkodą w wystawieniu deklaracji zgodności wg dyrektywy maszynowej opatrzonej znakiem ce. 4. wystawienie przez wytwórcę deklaracji zgodności wg dyrektywy maszynowej opatrzonej znakiem ce nie podlega żadnej weryfikacji, więc może być nadużywane. 5. w tej sytuacji wydaje się celowe, pilne uzupełnienie owej dyrektywy o wymagania jakościowe dotyczące spawania, np. przez obligatoryjne stosowanie normy en 1090-2 [2]. 6. z praktyki wynika, że całkiem skutecznym sposobem zapewnienia wymaganego poziomu jakości, są odpowiednie zapisy w umowie, np. w technicznych warunkach wykonania, przedstawione w postaci wskazania wymaganych norm lub podania specyfikacji wykonanej przez zamawiającego. 7. rzetelnie wykonana i porządnie wydana dokumentacja zdawcza, poprawia wizerunek wytwórcy, jest korzystna marketingowo, a jednocześnie ogranicza pole do nieuzasadnionych reklamacji, mniej uczciwych odbiorców, co niestety też ma miejsce! 8. upór i odmowa przyjęcia oczywistej reklamacji, może skutkować utratą wizerunku, wiarygodności, dodatkowymi kosztami, a nawet utratą klienta. [7] wincza m.: analfabetyzm techniczny rzeczywistość czy fikcja. analiza problemu, materiały xiv naukowo-technicznej konferencji: postęp, innowacje i wymagania jakościowe procesów spajania, międzyzdroje 27-29.05.2008. [8] urbański m.: spawanie wielkogabarytowych elementów wsporników (typ v) wałów śrubowych statków, biuletyn instytutu spawalnictwa, nr 2, 2011. [9] saperski m.: technologia spawania konstrukcji trzonu sterowego podczas remontu statku, biuletyn instytutu spawalnictwa, nr 5, 2011. [10] saperski j.: wymagania jakościowe konstrukcji offshore, materiały xiv naukowo-technicznej konferencji: postęp, innowacje i wymagania jakościowe procesów spajania, międzyzdroje 27-29.05.2008. [11] saperski m.: technologia spawania wielkogabarytowych pierścieni konstrukcji offshore, biuletyn instytutu spawalnictwa nr 6, 2015. [12] pieńczuk a.: personel spawalniczy oraz kontroli i badań. zadania i odpowiedzialność w świetle wymagań normy serii en iso 3824, spajanie materiałów konstrukcyjnych nr 4, 38, 2017. duralnych, będzie wydłużone w czasie. dlatego warto wspomnieć o możliwościach innych, np. przez wprowadzenie w umowie specyfikacji konstrukcji – powszechnie praktykowanej w obszarze konstrukcji odpowiedzialnych i jak wynika z praktyki, skutecznych. przykładowo taka specyfikacja może wyglądać następująco: 1) określenie norm i przepisów, jakie musi spełniać konstrukcja; 2) określenie poziomu jakości dla spoin i zakresu ndt spoin; 3) określenie wymagań dotyczących wpqr i wps; 4) wymagania dotyczące materiałów podstawowych; 5) zakresu kontroli i zapisów dotyczących kontroli wyrobu; 6) wymagania dotyczące kwalifikacji personelu (nadzoru, spawaczy, ndt); 7) wymagania dotyczące zabezpieczenia przeciw korozji; 8) zawartość dokumentacji końcowej wyrobu. innym rozwiązaniem, również praktykowanym, jest wstawienie do umowy następującej klauzuli: „konstrukcja spawana maszyny ma być wykonana zgodnie z normą en 1090-2”. warto tu dodać, że rzetelnie wykonana i porządnie wydana dokumentacja zdawcza, poprawia wizerunek wytwórcy, jest też ważnym atutem marketingowym, a jednocześnie ogranicza pole do nieuzasadnionych reklamacji, mniej uczciwych odbiorców, co niestety też ma miejsce! ps 11 2015 www.pdf 18 przegląd spawalnictwa vol. 87 11/2015 rozwój technik łączenia materiałów – spawanie tworzyw polimerowych development of techniques of materials joining – welding of plastics prof. nzw. dr hab. inż. tomasz rydzkowski – uniwersytet warmińsko mazurski w olsztynie, dr inż. iwona michalska-pożoga – politechnika koszalińska. autor korespondencyjny/corresponding author: tomasz.rydzkowski@uwm.edu.pl streszczenie w artykule przedstawiono dynamicznie rozwijające się metody i techniki łączenia elementów z tworzyw polimerowych. zgrzewanie i spawanie to podstawowe techniki łączenie tworzyw termoplastycznych. bardzo interesującymi cechami charakteryzuje się zwłaszcza zgrzewanie laserowe. słowa kluczowe: łączenie, spawanie, zgrzewanie, tworzywa polimerowe abstract the article presents a dynamically developing methods and techniques of plastic elements joining. welding is the basic technique of thermoplastics junction. laser welding is characterized by very interesting features. keywords: joining, welding, plastics wstęp na podstawie przeglądu tematyki poruszanej na łamach przeglądu spawalnictwa stwierdzić należy, że tematyka łączenia tworzyw polimerowych pojawia się niezwykle rzadko. tworzywa polimerowe, ze względu na atrakcyjne właściwości, w wielu zastosowaniach wypierają klasyczne, metalowe, materiały konstrukcyjne. ze względu na dość złożone, zmienne wraz z temperaturą właściwości, łączenie elementów z tworzyw polimerowych nie jest łatwym procesem. w związku ze zwiększającą się ilością dostępnych na rynku tworzyw polimerowych, a także rosnącymi wymaganiami odnośnie efektów ich łączenia, doskonalone są już znane techniki łączenia i jednocześnie powstają nowe. wobec powyższego postanowiono opracować artykuł przedstawiający tematykę łączenia tworzyw polimerowych. w przypadku tworzyw polimerowych, dokładnie tak jak w przypadku metali wyróżniamy kilka metod łączenia. metody łączenia tworzyw polimerowych są analogiczne do stosowanych w przypadku łączenia metali. do najpopularniejszych z nich zaliczyć należy spawanie i zgrzewanie, następnie klejenie i laminowanie. w każdej z tych metod wyróżnić możemy zróżnicowane techniki [1]. zasady doboru metody łączenia tworzyw polimerowych wybór metody łączenia elementów z tworzyw polimerowych jest uzależniony od ich struktury i właściwości termicznych, ale wpływ na to mają również zastosowane w tworzywie polimerowym dodatki np.: plastyfikatory, antypireny, napełtomasz rydzkowski, iwona michalska-pożoga niacze i inne. tworzywa termoplastyczne (o budowie liniowej i rozgałęzionej) bardzo dobrze łączą się metodami spawania i zgrzewania. tworzywa chemoi termoutwardzalne (usieciowane) nie łączą się poprzez zgrzewanie czy spawanie, można je łączyć technikami klejenia i laminowania. do tworzyw łatwo się spajających (spawalnych i zgrzewalnych) zaliczamy polichlorek winylu pvc (plastyfikowany – miękki pvc-p i twardy pvc), polipropylen pp, polietylen małej pe-ld i dużej gęstości pe-hd, poliamid pa, polistyren ps, kopolimer akrylonitrylo-butadienowo-styrenowy abs, polimetakrylan metylu pmma (szkło organiczne – plexi), poliwęglan pc i inne. techniką klejenia można łączyć tworzywa polarne, np. pvc (plastyfikowany i twardy), ps, abs, pmma. natomiast pe czy pp bez specjalnych zabiegów przygotowujących powierzchnię nie nadają się do klejenia. spawanie i zgrzewanie tworzyw polimerowych zasadnicza różnica pomiędzy spawaniem a zgrzewaniem polega, na stosowaniu lub nie dodatkowego materiału łączącego. jeżeli stosujemy dodatkowy materiał łączący to mamy do czynienia ze spawaniem, jeżeli nie, to ze zgrzewaniem [1÷3]. w metodzie spawania tworzyw wyróżniamy trzy techniki a mianowicie: spawanie ręczne wahadłowe i ciągnione oraz mechaniczne spawanie ekstruzyjne. w metodach ręcznych, tak jak w spawaniu metali, rowek spawalniczy wypełniamy pojedynczymi ściegami aż do uzyskania spoiny o właściwych wymiarach. ilość wymaganych ście19przegląd spawalnictwa vol. 87  11/2015 gów jest uzależniona od grubości łączonych elementów oraz średnicy pręta używanego do spawania. w spawaniu ekstruzyjnym wykorzystując specjalne urządzenie wykonuje się tylko jeden ścieg, tj. ścieg wypełniający. aby uzyskać trwałe połączenie należy łączony i dodatkowy materiał podgrzać powyżej temperatury plastyczności. w takim stanie tworzywa stają się miękkie, a ich rozgałęziona budowa umożliwia połączenie się łańcuchów polimerowych na poziomie cząsteczkowym i powstanie trwałych połączeń pomiędzy łączonym materiałem i materiałem dodatkowym. zakres temperatury łączenia jest zwykle dość wąski i jest uzależniony od rodzaju materiału. niedotrzymanie reżimu temperaturowego prowadzi do uzyskania nietrwałych połączeń (gdy temperatura złącza była zbyt niska), lub nawet do destrukcji termicznej tworzywa (gdy temperatura przekroczy temperaturę rozkładu tworzywa), co również prowadzi do uzyskania spoiny o niewłaściwych cechach. tworzywa polimerowe generalnie charakteryzują się małym współczynnikiem przewodzenia ciepła, uzyskanie właściwej temperatury i uplastycznienie warstwy materiału o odpowiedniej grubości jest zatem długotrwałe. dodatkowo mierzenie temperatury w momencie spawania jest bardzo trudne, w związku z czym uzyskanie właściwej spoiny wymaga dużego doświadczenia. rys. 1. napoina z wypływkami [1] fig. 1. the deposit weld with outflows [1] jednym ze zjawisk towarzyszących spawaniu elementów z tworzyw polimerowych jest powstawanie wypływki materiału łączonego i dodatkowego (rys. 1). wypływki składają się w części z materiału łączonego i z materiału dodatkowego. pojawienie się podczas spawania odpowiedniej wypływki jest sygnałem świadczącym o uzyskaniu właściwych warunków do łączenia, co w efekcie prowadzi do uzyskania złącza o odpowiednich właściwościach. podczas spawania tworzyw stosuje się materiał dodatkowy (ten sam rodzaj tworzywa co materiał łączony), a dodatkowo obydwa materiały powinny charakteryzować się podobną budową cząsteczkową, o czym może świadczyć wskaźnik szybkości płynięcia deklarowany przez producenta. materiał dodatkowy zwykle występuje w postaci prętów o określonej długości lub ciągłego pręta nawiniętego na bęben. kształt przekroju prętów jest uzależniony od przeznaczenia. najczęściej występują pręty spawalnicze o przekroju kołowym i trójkątnym, typowy zakres średnic to 2 do 5 mm. spotyka się również pręty o przekroju owalnym i w postaci płaskich beleczek. w metodzie spawania ekstruzyjnego (rys. 2) jako materiału dodatkowego czasem nie stosuje się prętów. przy dużych wydajnościach spawania materiał dodatkowy może być w postaci granulatu (dużo tańszy od prętów), jest uplastyczniany w małym, zwykle mobilnym ekstruderze-wytłaczarce i podawany systemem kanałów do głowicy, zwanej butem spawalniczym (rys. 3). but spawalniczy kieruje strumień tworzywa, dociska go do uprzednio rozgrzanych łączonych elementów i dodatkowo formuje lico spoiny. cechą charakterystyczną dla spawania ekstruzyjnego jest układanie tylko jednego ściegu wypełniającego, przy klasycznym spawaniu prętami układa się zwykle kilka ściegów, aż do wypełnienia rowka spawalniczego. rys. 2. ręczna spawarka ekstruzyjna, w prawym dolnym narożniku widoczna biała głowica but spawalniczy [4] fig. 2. hand plastic welding gun, right lower corner white welding shoe [4] rys. 3. spawanie ekstruzyjne [1] fig. 3. extrusion welding [1] zgrzewanie jest równie dynamicznie rozwijającą się techniką łączenia tworzyw polimerowych. jak było wspomniane na początku niniejszego materiału, zgrzewanie to proces łączenia co najmniej dwóch materiałów, bez użycia spoiwa materiału dodatkowego, ale z zastosowaniem docisku. najczęściej zgrzewane są rury wykonane z pe-hd i profile okienne z pvc, zgrzewać jednak można również pp i inne termoplasty. charakterystyczne wypływki w postaci okrągłych wałeczków powstają tylko w przypadku zgrzewania pe, inne tworzywa posiadają wypływki innych kształtów. jedną z popularniejszych technik w tej metodzie jest zgrzewanie doczołowe. uzyskiwanie właściwej temperatury elementów łączonych może odbywać się różnymi technikami. dostarczenie energii niezbędnej do uplastycznienia tworzywa może odbywać się poprzez kontakt z elementem grzejnym lub poprzez dyssypację energii mechanicznej przez tarcie elementów zgrzewanych (zgrzewanie tarciowe). w budowie instalacji rurowych często stosuje się zgrzewanie elektrooporowe, wymaga ono jednak stosowania kosztownych kształtek z wtopionymi elementami grzejnymi (rys. 4). kształtki wytwarza się techniką wtryskiwania, w ich wnętrzu znajdują się odpowiednie uzwojenia z drutu oporowego, na zewnątrz wyprowadzone są styki, przez które w trakcie zgrzewania zasila się elementy grzejne. konstrukcja kształtek przewiduje zwykle dwie gorące i trzy zimne strefy. strefy gorące doprowadzają do uplastycznienia tworzywa (polimery podczas ogrzewania zwiększają swoją objętość, co zapewnia uzyskanie szczelnych połączeń), natomiast strefy zimne ograniczają możliwość wypłynięcia stopionego tworzywa poza strefy gorące, co zabezpiecza przed dostaniem się tworzywa w światło połączenia oraz zapewnia wysoką estetyczność uzyskiwanych połączeń. łączenie elementów tworzyw polimerowych odbywa się w temperaturach znacznie niższych niż zgrzewanie metali. w związku z tym połączenia zgrzewane są wrażliwe na wszelkie zanieczyszczenia powierzchni łączonych. kształtki dostarczane są zwykle w hermetycznych opakowaniach, są z nich wyjmowane bezpośrednio przed użyciem. szczególna uwagę należy poświęcić końcówkom rur, wymagają one usunięcia zewnętrznej, utlenionej warstwy tworzywa. uzyskanie właściwego połączenia zgrzewanych elektrooporowo elementów wymaga precyzyjnego ustawienia parametrów procesu (zwłaszcza temperatury i czasu zgrzewania). nowoczesne kształtki mają przewidziane 20 przegląd spawalnictwa vol. 87 11/2015 układy wspomagające automatyzację procesu zgrzewania, zwykle polega to na umieszczeniu we wnętrzu kształtek mikrowyłączników, podczas uplastyczniania tworzywo zwiększa swą objętość, gdy jest całkowicie uplastycznione przerywa obwód elektryczny zasilający strefy grzejne kształtki. kształtki do zgrzewania elektrooporowego są oznaczane kodami paskowymi, zgrzewarki wyposażone są w skanery odczytujące z kodów parametry zgrzewania. rys. 4. schemat mufy do zgrzewania elektrooporowego [1] fig. 4. scheme of coupling unit for electrofusion [1] kolejną interesującą techniką zgrzewania instalacji rurowych jest zgrzewanie polifuzyjne [7]. podobnie jak zgrzewanie elektrooporowe polega na uplastycznianiu odpowiednich powierzchni rur i specjalnych kształtek za pomocą elektrycznych elementów grzejnych i następnie ich precyzyjnym połączeniu, wsunięciu końcówek rur w otwory kształtek (rys. 5). w tej technice w kształtkach nie ma elementów grzejnych. do ogrzewania łączonych elementów stosuje się elektryczne, wielorazowe kształtki grzejne odpowiednio dopasowane do otworów kształtek i końcówek rur. technika ta wymaga precyzyjnego kontrolowania parametrów zgrzewania, ich dotrzymanie gwarantuje uzyskanie właściwego połączenia. połączenia są trwałe i estetyczne. rys. 5. fragment instalacji zgrzewanej polifuzyjnie [7] fig. 5. part of installation joined by socket fusion fittings [7] odmienne techniki wykorzystuje się do uzyskiwania trwałych i szczelnych połączeń podczas zgrzewania folii. zgrzewanie folii może być problematyczne z powodu ich niewielkiej grubości, wynoszącej zwykle ok. 2 mm w związku z tym bardzo ławo o przegrzanie i uzyskanie zgrzewu o złych parametrach. podczas zgrzewania folii temperatura uzyskiwana jest poprzez zastosowanie gorącego powietrza, druga technika to zastosowanie elektrycznych elementów grzejnych, zwykle rolek lub klina. po ogrzaniu do momentu uplastycznienia folie są mechanicznie lub ręcznie dociskane przez określony czas zależny od grubości i rodzaju materiału. w przypadku połączeń o podwyższonej odpowiedzialności (pokrycia dachowe lub geomembrany mogilników czy składowisk odpadów) stosuje się ciekawą technikę umożliwiającą dość łatwe sprawdzenie szczelności uzyskanego zgrzewu. wykonuje się dwa równoległe zgrzewy (rys. 6), a po zakończeniu łączenia na krańcach łączonych folii, z jednej ze stron, pomiędzy dwoma zgrzewani, wprowadza specjalny króciec przyłączeniowy. następnie na krańcach prostopadłych do linii łączenia folii wykonuje się kolejne zgrzewy, dzięki temu uzyskujemy zamkniętą przestrzeń z doprowadzonym króćcem. do tej przestrzeni wprowadzamy powietrze i zamykamy króciec. krócieć może być wyposażony w manometr dzięki, któremu obserwujemy zmiany ciśnienia co pozwala szybko stwierdzić czy wykonane połączenie jest szczelne. a) b) rys. 6. zgrzewanie geomembran foliowych: a) zgrzew z kanałem kontrolnym, b) zgrzew bez kanału kontrolnego [1] fig. 6. welding of geomembrane films: a) the seal with the control panel, b) the seal without control channel [1] podstawowymi parametrami procesu spawania i zgrzewania są: temperatura, docisk i czas. stabilność temperatury determinuje jakość i wytrzymałość uzyskanego połączenia. czynnikiem grzewczym jest gorące powietrze, które może być zastąpione, znanymi ze spawania metali, gazami ochronnymi (argon, hel), ciepło do uplastycznienia materiału dodatkowego może pochodzić z grzejników elektrycznych. w przypadku zgrzewania źródeł ciepła może być więcej: gorące powietrze, grzejniki elektryczne, energia mechaniczna zamieniana w ciepło poprzez tarcie oraz coraz częściej stosowana wiązka promieni lasera. coraz bardziej popularne staje się łączenie elementów z tworzyw polimerowych z wykorzystaniem energii wiązki laserowej. zwykle opisując tę metodę mówi się o spawaniu tworzyw laserem, co jednak nie jest określeniem właściwym, ze względu na brak stosowania materiału dodatkowego (elektrody). dlatego też tę metodę łączenia tworzyw należy zaliczać do zgrzewania. tu należy jednak zauważyć, że powstają techniki przybliżające zgrzewanie laserowe do spawania (lub lutowania), polegają one na nakładaniu w miejscu planowanego połączenia specjalnych warstw absorbujących promieniowanie i zamieniających je w ciepło niezbędne do uplastycznienia. uplastycznienie tworzyw polimerowych wiązką promieniowania laserowego rys. 7. zgrzewanie laserowe przenikające [5] fig. 7. penetrating laser welding [5] 21przegląd spawalnictwa vol. 87  11/2015 nie jest zadaniem prostym. dla promieniowania elektromagnetycznego część tworzyw jest przezroczysta i nie następuje w nich absorpcja promieniowania, tworzywo nie nagrzewa się i w efekcie nie uzyskuje się połączenia. w tym aspekcie istotne są składniki dodatkowe wprowadzane do polimerów, a szczególnie barwniki i napełniacze zwiększające absorpcję promieniowania laserowego [5]. w tej metodzie wyróżnić możemy zasadniczo dwie techniki: zgrzewanie doczołowe i zgrzewanie przenikające. w tej pierwszej, wiązka promieniowania ma za zadanie nadtopić krawędzie łączonych elementów, które następnie są do siebie dociskane z odpowiednią siłą. w drugiej natomiast mamy zwykle do czynienia z dwoma rodzajami materiału: materiałem transparentnym (przepuszczającym promienie laserowe) i materiałem absorbującym promieniowanie (rys. 7). można w ten sposób łączyć elementy z takiego samego tworzywa np. polimetakrylan metylu (pmma) przezroczysty z barwionym lub napełnionym, co ma miejsce w samochodowych reflektorach, gdzie łączymy przezroczyste, bezbarwne lub zabarwione, klosze reflektorów z nieprzezroczystymi korpusami (rys. 8). technika ta ma szczególne zastosowanie w dynamicznie rozwijających się precyzyjnych technikach: mikroelektronice i innych zaawansowanych technologiach, w tym w medycynie i technice kosmicznej [6]. do licznych zalet tej podsumowanie rozwój technik wytwarzania a zwłaszcza bardzo dynamiczny postęp w mikroi nanotechnikach, przyczynia się do powstawania nowych materiałów i technik ich łączenia. coraz częściej klasyczne materiały konstrukcyjne zastępowane są nowoczesnymi tworzywami polimerowymi, kompozytami czy materiałami ceramicznymi. wszystkie one wymagają specyficznych technik spajania. w takim świetle rozwijanie obecnych i powstawanie nowych technik łączenia materiałów ma przed sobą jeszcze wiele poważnych wyzwań. literatura [1] jasiulek p.: łączenie tworzyw sztucznych metodami spawania, zgrzewania, klejenia i laminowania, wydawnictwo kabe, krosno 2006. [2] pilarczyk j., pilarczyk j.: spawanie i napawanie elektryczne metali, wydawnictwo „śląsk” spółka z o.o., katowice 1996. [3] poradnik inżyniera. spawalnictwo. wnt. warszawa 2005. [4] http://www.amargo.pl/zgrzewarki.htm. [5] http://www.konstrukcjeinzynierskie.pl/2009/39-fragmenty/flipiecsierpien2009/171-przezroczyste-spawanie-tworzyw-sztucznych.html. [6] http://www.lpkf-laserwelding.com/index.htm. [7] http://pl.wavin.com/web/systemy/woda-pitna-1/instalacje-wewnetrzne.htm. rys. 8. laserowe zgrzewanie reflektora samochodowego [6] fig. 8. laser welding of car headlight [6] techniki zaliczyć można: bardzo precyzyjne, niewielkie złącza, minimalną strefę wpływu temperatury i zmian struktury materiału poza samym złączem, możliwość łączenia elementów o mikro-rozmiarach, bardzo dużą powtarzalność jakości złącza, brak wypływki, czy bardzo dużą estetykę złącza. ps 001 2016 www.pdf 122 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 dlaczego zaleca się stosowanie profesjonalnych ośrodków  sprzęgających w badaniach ultradźwiękowych? why is it recommended to use professional coupling agents during ultrasonic examination? mgr inż. rafał obłąkowski; mgr inż. marek lipnicki – koli sp. z o.o. autor korespondencyjny/corresponding author: roblakowski@koli.eu streszczenie ośrodki sprzęgające pełnią w badaniach ultradźwiękowych niezwykle ważną rolę, umożliwiając przejście fali ultradźwiękowej z jednego ośrodka do drugiego. dla prawidłowego przeprowadzenia procesu badania istotny jest dobór odpowiedniego sprzęgacza. w poniższym referacie przedstawiono wpływ impedancji akustycznych ośrodków sprzęgających na wysokość amplitudy echa, a także ich zależności od współczynnika tłumienia. na podstawie analizy dostępnych materiałów stwierdzono zmniejszanie się wysokości echa dna oraz współczynnika tłumienia wraz ze spadkiem impedancji akustycznej sprzęgaczy dla tego samego poziomu wzmocnienia. w pracy przedstawiono również wpływ sprzęgacza na powstawanie zjawiska korozji w badanym materiale. słowa kluczowe: badania nieniszczące; badania ultradźwiękowe; sprzęgacz abstract coupling agents are very important in ultrasonic testing – they let the wave to transmit across the interface, from a transducer to a test material. choosing the right couplant is of great significance for the whole examination process. in this paper, various couplants and their influence on the amplitude of back wall echoes and attenuation coefficients are presented. it was observed, that the amplitude of back wall echo and attenuation coefficient were decreasing with the acoustic impedance of used couplants these relations were linear. this paper contains also information about how big is the influence of couplant type on corrosion process forming and spreading on examined material. keywords: ndt; ultrasonics; couplant wstęp do prawidłowego procesu badań ultradźwiękowych trzeba przede wszystkim zlokalizować miejsce badania, dobrać i wyskalować właściwy zestaw „defektoskop-głowica”, a także dobrać odpowiedni sprzęgacz, aby wyeliminować powietrze między głowicą i powierzchnią obiektu oraz umożliwić przejście wiązki ultradźwiękowej z jednego ośrodka do drugiego [1]. ośrodek sprzęgający, mimo, że jest jednym z istotniejszych elementów w całym procesie badawczym, jest traktowany przez operatorów jako niezbędny, ale często do jego wyboru nie przywiązuje się większej uwagi. źle dobrany sprzęgacz może utrudnić prowadzenie badań i klasyfikację wad, ale również wywołać zjawisko korozji na badanym materiale. kryteria doboru odpowiedniego sprzęgacza istnieje wiele czynników, które mogą wpływać na właściwy wybór sprzęgacza przez operatora. poniżej przedstawiono kryteria, którymi należy kierować się (wg. m. larssona [2]) przy doborze sprzęgacza, aby przeprowadzić prawidłowy proces badawczy. 1) inhibitory.korozji.i.składniki.niedozwolone niewłaściwie dobrany sprzęgacz, pozostawiony na po wierzchni badania, może powodować i przyspieszać rafał obłąkowski, marek lipnicki przeglad welding technology review pojawienie się korozji w materiale, w tym tak niebezpiecznej korozji wżerowej, wodorowej czy naprężeniowej. stosując różnego rodzaju substancje jako ośrodki sprzęgające należy sprawdzić czy mogą być one stosowane na powierzchniach metalicznych – czy zawierają niedozwolone pierwiastki lub związki oraz zalecane inhibitory korozji (związki chemiczne zatrzymujące i spowalniające procesy korozyjne).należy zwrócić także uwagę na zachowanie czystości badanego materiału po zakończeniu inspekcji. o ile pozostawienie sprzęgacza zawierającego inhibitory korozji na elemencie nie spowoduje jego skorodowania (w niektórych przypadkach może być nawet doskonałą ochroną antykorozyjną), o tyle substancja nieprzystosowana do badań metali może wywołać korozję szybko lub dopiero po jakimś czasie (często medium np. w zbiornikach staje się katalizatorem przyspieszającym reakcje korozyjne). 2) impedancja.akustyczna jest to wielkość charakterystyczna dla określonego rodzaju ośrodka i fali wyrażona wzorem: (1) 123przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 gdzie: ρ – gęstość ośrodka [kg/m3] c – prędkość rozchodzenia się danego rodzaju fali w określonym ośrodku [m/s]. im większa impedancja akustyczna ośrodka sprzęgającego tym większa redukcja szumów akustycznych, wynikających z chropowatości powierzchni, i lepsze sprzęganie na chropowatych i nierównych powierzchniach [1]. 3) lepkość większa lepkość ośrodka sprzęgającego zapewnia większą redukcję szumów i lepsze sprzęganie na nierównych powierzchniach. odpowiednia lepkość sprzęgacza powinna zostać wybrana na podstawie trzech czynników: – wystawienie na działanie czynników zewnętrznych (kapanie z górnej powierzchni), – przyczepność do badanego elementu (np. na powierzchni pionowej), – łatwość użycia (sposób nanoszenia sprzęgacza na powierzchnię badaną). 4) zakres.temperatury wybór ośrodka sprzęgającego zależy przede wszystkim od temperatury obiektu i czasu badania oraz czy zostanie on pozostawiony na obiekcie (degradacja, toksyczność, itp.). 5) czas.wysychania.i.szybkość.odparowywania te parametry są istotne zwłaszcza, gdy czas trwania inspekcji jest długi. wyższe temperatury przeznaczenia sprzęgacza wiążą się z dłuższym czasem jego wysychania. podstawy teoretyczne współczynniki.odbicia.i.transmisji energia fali odbitej i przepuszczonej na granicy ośrodków jest zależna od ich impedancji akustycznych. można zatem przyjąć, że impedancja akustyczna ośrodków będzie decydowała o tym jak duża część fali zostanie odbita od granicy sąsiadujących ze sobą materiałów, a jaka część przeniknie do jednego z nich [3]. impedancja akustyczna pozwala na wyznaczenie współczynników odbicia i transmisji na granicy ośrodków, które są wyrażone wzorami [1]: gdzie: r – współczynnik odbicia t – współczynnik transmisji (przenikania) z1 – impedancja akustyczna ośrodka nr 1 z2 – impedancja akustyczna ośrodka nr 2 współczynniki odbicia i transmisji wyrażone wzorami 2 oraz 3 są prawdziwe tylko dla sytuacji teoretycznej, w której w kontaktowych badaniach ultradźwiękowych nie bierze się pod uwagę warstwy sprzęgacza (rys. 1a) pomiędzy głowicą a badanym materiałem. w rzeczywistych ultradźwiękowych badaniach kontaktowych pomiędzy głowicą a badanym materiałem musi występować zawsze warstwa sprzęgacza o grubości d. w takim przypadku współczynnik transmisji przyjmie wartość wyrażoną (po uproszczeniu) wzorem: (2) (3) w popularnych badaniach prowadzanych głowicą normalną fal podłużnych, grubość warstwy sprzęgacza, znajdującego się pomiędzy głowicą a badanym materiałem, jest znacznie mniejsza od długości wysyłanej fali, a jego impedancja akustyczna jest mniejsza od impedancji akustycznej materiału oraz głowicy. w związku z tym, że impedancje akustyczne głowicy i materiału są stałe, współczynnik transmisji będzie zależał od długości wysyłanej fali oraz grubości i impedancji akustycznej ośrodka sprzęgającego [4]. współczynnik.tłumienia wraz z propagacją fali w materiale zmniejsza się jej ciśnienie, co skutkuje spadkiem wartości amplitudy echa dna. zjawisko to jest spowodowane absorpcją i rozpraszaniem, które mają wpływ na wielkość współczynnika tłumienia: rys. 1. zjawiska odbicia i transmisji fali, zachodzące na granicy ośrodków powietrze-próbka: a) schemat teoretyczny, nierzeczywisty, nie uwzględnia warstwy sprzęgacza pomiędzy powietrzem a badanym materiałem; b) schemat rzeczywisty, z uwzględnieniem warstwy sprzęgacza o grubości d; pi – fala padająca na granicę ośrodków; pt1, pt2 – fala, która uległa transmisji do ośrodka; pr1, pr2 – fala odbita od granicy ośrodków fig. 1. transmission and reflection of plane waves on the air-material interface: a) theoretical scheme, unreal, does not include a layer of couplant between air and the specimen; b) real scheme, including a layer of couplant of thickness d; pi – incident wave onto airmaterial interface; pt1, pt2 – the wave transmitted into material; pr1, pr2 – the wave reflected from the media interface (4) współczynniki αp i αr są odpowiednio współczynnikiem pochłaniania (absorpcji) oraz współczynnikiem rozpraszania. wyraża się je za pomocą wzorów: (5) gdzie: c1, c2 – stałe charakterystyczne dla danego materiału f – częstotliwość fali d – rozmiar ziarna współczynnik tłumienia definiuje się jako wartość zmniejszenia amplitudy ciśnienia (wysokości impulsu) przypadającą na jednostkę długości drogi fali w danym ośrodku [1]. wartość amplitudy a fali po przebyciu drogi x będzie zatem wyrażona wzorem: (6) (7) gdzie: a0 – początkowa wartość amplitudy α – współczynnik tłumienia materiału [3,4] do obliczenia współczynnika tłumienia wykorzystuje się porównanie amplitud kolejnych ech dna materiału. jeżeli wykorzystujemy metodę impulsową kontaktową dla pomiaru echa dna próbki, ośrodek sprzęgający będzie miał wpływ na wysokość amplitud otrzymanych ech dna w stopniu określonym przez równanie 4 oraz współczynnik tłumienia. zależność amplitudy echa od współczynników odbicia i transmisji można wyrazić poprzez natężenie wysłanej wiązki. stwierdzono, że natężenie i wysłanej fali jest wprost proporcjonalne do kwadratu amplitudy otrzymanego echa (8) a) b) gdzie: – liczba falowa 124 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 i. . . .a2. zatem natężenie pierwszego i drugiego echa dna będą wynosiły odpowiednio: (9) (10) gdzie: t1 – natężeniowy współczynnik transmisji r1 – natężeniowy współczynnik odbicia [4] w badaniach ultradźwiękowych, w celu porównania wysokości impulsów, amplitudy ciśnień czy wielkości wad, wykorzystuje się skalę decybelową [1]. jest ona stosowana także do wyznaczenia współczynnika tłumienia. dla próbki o grubości h, podczas badań ultradźwiękowych metodą impulsową, pozorny współczynnik tłumienia będzie określony za pomocą wzoru: (11) gdzie: a1, a2 – amplituda pierwszego i drugiego echa dna h – grubość próbki w powyższym wzorze nie zostało uwzględnione oddziaływanie fali ultradźwiękowej z ośrodkiem sprzęgającym. w praktyce cienka warstwa sprzęgacza zawsze występuje, a współczynniki transmisji i odbicia będą miały wpływ na wielkość otrzymanej amplitudy [4]. po uwzględnieniu warstwy sprzęgacza, rzeczywisty współczynnik tłumienia powinien być wyrażony za pomocą wzoru: (11) w celu uwidocznienia różnicy pomiędzy pozornym a rzeczywistym współczynnikiem tłumienia, wzory 11 oraz 12 zostały porównane i stąd: (12) zatem współczynnik odbicia r1 będzie zawsze mniejszy od 1, a funkcja logr1 będzie przyjmowała wartości ujemne. oznacza to, że pozorny współczynnik tłumienia będzie większy od rzeczywistego współczynnika tłumienia o wartość 5/h.logr1 [1,4]. wyniki badań powyżej przytoczono podstawy teoretyczne i opisano jakimi kryteriami należy kierować się przy wyborze ośrodka sprzęgającego oraz jaki jest jego teoretyczny wpływ na przebieg i wyniki prowadzonych badań ultradźwiękowych. poniższe wyniki badań eksperymentalnych przedstawiają wpływ ilościowy oraz jakościowy na przebieg badań ultradźwiękowych przy zastosowaniu różnych sprzęgaczy. dodatkowo pokazano wpływ sprzęgaczy, tych profesjonalnych i tych „popularnych”, na wywoływanie zjawiska korozji. wyniki wszystkich eksperymentów pochodzą z artykułów i opracowań wymienionych w literaturze. wpływ rodzaju ośrodka sprzęgającego   na przebieg badań ultradźwiękowych ośrodki.sprzęgające.na.bazie.wody.i.gliceryny,.o.różnych.proporcjach.oraz.ich.wpływ.na.amplitudę.i.współczynnik.tłumienia.[4] przeprowadzono eksperyment impulsową metodą ultradźwiękową echa przy zastosowaniu głowicy normalnej fal podłużnych. na potrzeby doświadczenia przygotowano 11 próbek ośrodka sprzęgającego na bazie wody i gliceryny, z których każda miała inne proporcje tych składników. szczegółowe informacje na temat ośrodków sprzęgających przedstawia tablica i. wykorzystano próbki ze stali węglowej (cl=5960 m/s) i z nierdzewnej stali wysokostopowej (cl=5600 m/s). użyta głowica normalna fal podłużnych miała przetwornik o średnicy 12,7 mm oraz częstotliwość 5 mhz i pozostawała w kontakcie z badanym materiałem. obraz był tak wyskalowany, aby mógł wyświetlić 4 impulsy echa dna. pomiędzy głowicę i materiał badany wsuwano cienką folię aluminiową (16 µm) dla zachowania stałej grubości warstwy sprzęgacza (folię umieszczono tak, aby jej obecność nie wpływała na przebieg badań ultradźwiękowych). na rysunku 2 przedstawiono echa dna dla stali węglowej przy sprzężeniu czystą wodą i gliceryną. pierwsze echo było utrzymane na poziomie 80% wysokości ekranu. wzmocnienie dla wody musiało być wyższe o 5 db od wzmocnienia przy zastosowaniu gliceryny. oznaczenie  sprzęgacza stosunek               woda:  gliceryna gęstość  [kg/m3] prędkość  [m/s] impedancja   akustyczna  (x106 kg/ m2s) c 10 : 0 998 1490 1,49 c2 9 : 1 1018 1533 1,56 c3 8 : 2 1039 1586 1,65 c4 7 : 3 1065 1637 1,74 c5 6 : 4 1089 1685 1,84 c6 5 : 5 1113 1739 1,94 c7 4 : 6 1141 1790 2,04 c8 3 : 7 1173 1836 2,15 c9 2 : 8 1195 1863 2,23 c10 1 : 9 1224 1895 2,32 c11 0 : 10 1260 1920 2,42 tablica i. oznaczenie i charakterystyka wykorzystanych ośrodków sprzęgających table i. couplants used and their properties zależności wielkości amplitudy echa dna od impedancji akustycznej sprzęgacza dla stali węglowej i nierdzewnej zostały przedstawione na rysunku 3. amplituda echa dna dla sprzężenia przez glicerynę jest niemal trzykrotnie wyższa niż, gdy ośrodkiem sprzęgającym była woda. zatem za spadek wartości amplitudy odpowiada właśnie ośrodek sprzęgający, co jest zgodne ze wzorem 4. wartości amplitudy są większe dla stali węglowej niż dla stali nierdzewnej, ponieważ współczynnik tłumienia jest większy dla stali nierdzewnej. pozorny współczynnik tłumienia w zależności od impedancji akustycznej ośrodków sprzęgających przedstawia rysunek 4. zgodnie z przewidywaniami, wraz ze wzrostem a) b) rys. 2. otrzymane echa dna przy użyciu jako ośrodka sprzęgającego: a) wody, b) gliceryny fig.  2. backwall echoes obtained by using different couplants: a) water, b) glicerine 125przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 impedancji akustycznej rośnie pozorny współczynnik tłumienia – dla czystej gliceryny jest on około dwa razy większy niż dla wody. zgodnie ze wzorem 13, pozorny współczynnik tłumienia zależy od natężeniowego współczynnika odbicia na granicy dwóch ośrodków – głowicy i materiału badanego. biorąc to pod uwagę, możliwe jest obliczenie rzeczywistego współczynnika tłumienia – wyniki przedstawia rysunek 5. wykazano, że rzeczywisty współczynnik tłumienia przyjmuje stałą wartość dla danego typu materiału, niezależnie od impedancji akustycznej ośrodka sprzęgającego. rys.  3. zależność amplitudy pierwszego echa dna od impedancji akustycznej danego rodzaju sprzęgacza dla stali węglowej i nierdzewnej fig. 3. relation between the amplitude of the first backwall echo and the acoustic impedance of each couplant type for carbon steel and stainless steel rys. 4. wartości pozornych współczynników tłumienia w zależności od impedancji akustycznych sprzęgaczy (różne proporcje wodagliceryna) fig. 4. relation between the apparent attenuation coefficients and the acoustic impedance of each couplant type for carbon steel and stainless steel rys. 5. zależność rzeczywistych współczynników tłumienia od impedancji akustycznych ośrodków sprzęgających fig.  5. relation between the real attenuation coefficients and the acoustic impedance of each couplant type for carbon steel and stainless steel ośrodek sprzęgający wywoływaczem korozji? „primum non nocere”, czyli „po pierwsze nie szkodzić” to słowa przysięgi hipokratesa, które po dziś dzień wypowiadają studenci uczelni medycznych. sentencja ta powinna odnosić się również, jak sama nazwa wskazuje, do badań nieniszczących. w przypadku badań ultradźwiękowych jednym z zagrożeń dla obiektu badanego jest zjawisko korozji spowodowane źle dobranym ośrodkiem sprzęgającym. nieodpowiedni skład sprzęgacza (brak tzw. inhibitora korozji) i pozostawienie go na powierzchni badanej po zakończeniu inspekcji może zapoczątkować proces korozji, albo przyspieszyć propagację już istniejących wżerów. niżej przedstawione badania praktyczne pokazują jak duży wpływ na niszczenie materiału badanego może mieć źle dobrany sprzęgacz i jak istotne jest stosowanie profesjonalnych ośrodków sprzęgających. badania te przeprowadziły firmy sonatest i sonotech dla potrzeb klientów tych firm. badanie.wpływu.ośrodka.sprzęgającego. na.powstanie.zjawiska.korozji.[5] badania miały na celu wykazanie wpływu rodzaju ośrodka sprzęgającego na wywołanie zjawiska korozji na powierzchni badanej. w doświadczeniu wykorzystano profesjonalny żel ultradźwiękowy sonagel-w oraz klej do tapet. eksperyment prowadzono na wzorcu nr 1. doświadczenie składało się z dwóch części. w pierwszej wzorzec nr 1 podzielono na 3 sekcje na pierwszy obszar narys. 6. wzorzec nr 1 wraz z wydzielonymi obszarami, na które naniesiono (od lewej) sprzęgacz sonagel-w, klej do tapet oraz obszar, którego powierzchnia pozostała czysta fig. 6. calibration block no 1 with separated areas; (from the left) the first area is covered with professional couplant sonagel-w, the second area is covered with a wallpaper glue and the third area remains clean rys. 7. wyniki eksperymentu po upływie 12 godz. fig. 7. experiment results after 12 h. łożono sprzęgacz sonagel-w, na drugi klej do tapet, a trzeci (z prawej) pozostawiono czysty (rys. 6). skutki eksperymentu po 12 godzinach pokazuje rysunek 7. zaobserwowano, że już przed upływem 12 godzin, w miejscu, na które nałożono klej do tapet, powierzchnia próbki zaczęła korodować. warto zauważyć, że stan powierzchni na pozostałych dwóch obszarach nie uległ zmianie. w drugiej części eksperymentu usunięto z próbki nałożone wcześniej sprzęgacze i wystawiono ją na działanie czynników atmosferycznych przez 4-5 dni. efekty doświadczenia można zaobserwować na rysunku 8. 126 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 rys. 8. zdjęcie próbki wykonane po 4-5 dniach od rozpoczęcia doświadczenia fig. 8. photo of the calibration block no 1 taken after 4-5 days since the experiment had begun na podstawie otrzymanych wyników badań stwierdzono, że po upływie 4-5 dni obszarem najbardziej skorodowanym było miejsce, na które wcześniej nałożono klej do tapet. co ciekawe, powierzchnia, która nie była pokryta warstwą sprzęgacza była bardziej skorodowana od sekcji pokrytej profesjonalnym żelem ultradźwiękowym sonagel-w. jest to spowodowane tym, że profesjonalne ośrodki sprzęgające do badań ultradźwiękowych są jednocześnie inhibitorami korozji, które nie tylko spowalniają, ale i powstrzymują powstanie korozji. badanie.wpływu.dodatku.inhibitora.korozji.[2] przeprowadzone badania miały na celu sprawdzenie ośrodka sprzęgającego pod względem inhibicji korozji. mechanizmy powstawania korozji szczelinowej i powierzchniowej znacząco różnią się, dlatego doświadczenie zakłada wywołanie obu rodzajów korozji. wykorzystano próbkę wykonaną z niskostopowej stali 1018, której powierzchnia została dokładnie oczyszczona. następnie na próbkę naniesiono 2 krople ośrodka sprzęgającego. jedna z kropel została przykryta szklaną płytką co miało imitować warunki sprzyjające korozji szczelinowej. druga kropla miała wywołać korozję powierzchniową. próbę wykonano dla dwóch różnych ośrodków sprzęgających dla profesjonalnego żelu ultragel-ii oraz dla ośrodka bez inhibitora korozji. wyniki badań przedstawia rysunek 9. eksperyment wykazał, że czynnikiem wywołującym powstanie korozji jest zastosowany ośrodek sprzęgający. na próbce znajdującej się po lewej stronie rysunku 9 nałożono profesjonalny sprzęgacz ultragel-ii i nie zaobserwowano żadnych oznak korozji. na drugiej próbce (na rys. 9 z prawej) pojawiła się korozja szczelinowa i powierzchniowa spowodowana niewłaściwym ośrodkiem sprzęgającym. rys. 9. wyniki: z lewej próbka z ultragel-ii, z prawej próbka ze sprzęgaczem bez inhibitora korozji. korozję szczelinową wywoływano w górnej części próbek fig. 9. results of the experiment: on the left – specimen covered with ultragel-ii, on the right – specimen covered with couplant with inadequate corrosion inhibition. crevice corrosion simulated under a glass microscope slide over the top bead of couplant on each coupon podsumowanie i wnioski powyżej zaprezentowano wpływ ośrodka sprzęgającego na przebieg badań ultradźwiękowych i wywoływanie zjawiska korozji. na podstawie przytoczonych artykułów wykazano, że sprzęgacz ma za zadanie nie tylko eliminować warstwę powietrza spomiędzy głowicy i materiału badanego, ale jego właściwości (lepkość, gęstość, impedancja akustyczna) wpływają na wysokość amplitudy impulsów i wartość współczynnika tłumienia podczas badań ultradźwiękowych. stwierdzono, że wraz ze wzrostem impedancji akustycznej ośrodka sprzęgającego zwiększa się amplituda sygnału oraz pozorny współczynnik tłumienia. rzeczywisty współczynnik tłumienia jest zależny tylko od rodzaju badanego materiału. doświadczenia przeprowadzone przez firmy sonatest i sonotech wykazały ponadto, że rodzaj ośrodka sprzęgającego może mieć znaczący wpływ na powstanie zjawiska korozji na powierzchni pomiaru/badania. stwierdzono, że odpowiedzialny za to jest dodatek, nazywany inhibitorem korozji. ośrodek sprzęgający zawierający inhibitor korozji hamuje rozprzestrzenianie się korozji oraz zapobiega jej powstaniu, co jest bardzo istotne zwłaszcza, gdy sprzęgacz pozostaje po badaniach na badanym elemencie. na podstawie przedstawionych badań można stwierdzić, że najlepszymi ośrodkami sprzęgającymi są profesjonalne sprzęgacze do badań ultradźwiękowych. nie dość, że są one tworzone z myślą o badaniach nieniszczących, co gwarantuje producent, mogą występować w różnej formie (proszku do rozrobienia lub gotowych żeli), dzięki czemu, w razie potrzeby, można je zagęścić lub rozrzedzić, to dodatkowo zawierają inhibitory korozji. doświadczenia i praktyka przemysłowa sugerują, że profesjonalne ośrodki sprzęgające mają nad innymi przewagę – są bardziej uniwersalne, bezpieczniejsze dla badanych obiektów i często tańsze. literatura [1] m.k. lipnicki, „badania ultradźwiękowe, cz.1: podstawy teoretyczne”; wyd. 5; gdańsk, 1998, koli sp. z o.o. [2] m. larsson, „ten criteria for accurate ultrasonic couplant selection”; inspection trends, spring 2009, str. 24 [3] n. netshidavhini, r.b. mabuza „effects of various couplants on carbon steel and aluminium materials using ultrasonic testing”; 18-sta światowa konferencja badań nieniszczących, 16-20 kwietnia 2012, durban, rpa [4] y.h. kim i inni „a study of the couplant effects on contact ultrasonic testing”; journal of the korean society for nondestructive testing, vol. 22, nr 6, 2002 [5] „couplant vs wallpaper paste, apllication case study”; sonatest ltd.; 2015 201201_pspaw.pdf 15przegląd spawalnictwa 1/2012 krzysztof pańcikiewicz sławomir kwiecień edmund tasak właściwości połączeń spawanych stali 7crmovtib10-10 (t24) po obróbce cieplnej the properties of joints of 7crmovtib10-10 (t24) steel  after heat treatment   mgr inż. krzysztof pańcikiewicz, prof. dr hab. inż. edmund tasak – akademia górniczo-hutnicza, kraków, mgr inż. sławomir kwiecień – polimex mostostal zakład zre, kraków. streszczenie w artykule przedstawiono wyniki oceny twardości i pracy łamania spoin po obróbce cieplnej złączy spawanych żarowytrzymałej stali niskostopowej t24 (7crmo-vtib10-10). wykazano, że otrzymanie jednocześnie wymaganych właściwości plastycznych i twardości jest możliwe jedynie po wyżarzaniu w temperaturze co najmniej 700ºc. podjęto również próbę wyjaśnienia przyczyn występowania niezadowalającej twardości złączy i udarności spoin po obróbce cieplnej w stosunkowo do niskiej temperaturze wyżarzania. abstract the paper presents the results of hardness test and nominal energy of impact test of welds after heat treatment of low alloy t24 (7crmovtib10-10) steel. it is obtained that the required plasticity properties and hardness is possible only after annealing at a temperature of at least 700°c. it is made an effort to clarify the causes of unsatisfactory weld hardness and weld notch toughness after heat treatment at relatively low annealing temperature. wstęp stal t24 (7crmovtib10-10) należy do grupy nowoczesnych stali bainitycznych stosowanych w energetyce na ściany szczelne kotłów. charakteryzuje się dużo lepszą czasową wytrzymałością na pełzanie w porównaniu do konwencjonalnych stali, dzięki czemu może być z powodzeniem stosowana w konstrukcjach pracujących w warunkach nadkrytycznych. osobnym zagadnieniem są jej właściwości mechaniczne po spawaniu. literatura polska i zagraniczna dostarcza informacji o udanych próbach spawania doczołowego metodą gtaw rur o grubościach do 7,1 mm bez stosowania zabiegów obróbki cieplnej po spawaniu [1÷4]. w przypadku oceny technologii spawania wg normy pn-en iso 15614-1 [5] uzyskujemy ściśle określony zakres kwalifikowania dla grubości materiału, wyszczególniony w tablicy. kwalifikowanie technologii na złączach próbnych o grubości 6,3 lub 7,1 mm (w przypadku badania pracy łamania) obejmuje zakres grubości 3÷12 mm. chociaż złącze w tych przypadkach zostałoby zakwalifikowane, zwiększenie grubości do 11,2 mm (będącej w zakresie kwalifikacji) może nie spełnić założonych kryteriów, co pokazano w [6]. z badań tych wynika, że dla połączeń spawanych doczołowo rur o grubości 11,2 mm metodą gtaw nie jest możliwe otrzymanie twardości poniżej 350 hv10 i pracy łamania w spoinie większej niż 27 j bez obróbki cieplnej w temperaturze wyższej od 300ºc. tablica. zakres kwalifikowania wg pn–en iso 15614-1 dla grubości materiału spoin czołowych i grubości metalu spoiny [5] table. the scope of qualifying acc. to pn-en iso 15614-1 for the butt welds and weld metal thickness [5] grubość złącza próbnego t, mm zakres kwalifikowania jednościegowe wielościegowe t ≤ 3 0,7-1,3t 0,7-2t 3 < t ≤ 12 0,5 (3 min.)-1,3ta 3-2ta 12 < t ≤ 100 0,5-1,1t 0,5-2t t > 100 niestosowane 50-2t a jeśli wymagania udarności są określone, górna granica kwalifikowania wynosi 12 mm, chyba że nie bada się udarności. 16 przegląd spawalnictwa 1/2012 przebieg badań do badań użyto króćców spawanych doczołowo w pozycji h-l045 metodą 141 ze stali t24 o wymiarach: ø 48,3x11,2 mm. po wstępnym przygotowaniu próbek o wymiarach poprzecznych 10x10 mm wykonano obróbkę cieplną w temperaturze 500÷740ºc. czas wyżarzania w każdym przypadku wynosił dwie godziny. ze względu na brak możliwości wyznaczenia czasu t8/5 został wyznaczony zastępczy czas t7/4=102 s, opisujący przebieg chłodzenia w powietrzu po obróbce cieplnej. następnie nacięto karby do próby charpy-v w osi spoiny (vwt). wyniki badania pracy łamania przedstawiono na rysunku 1 (z uwzględnieniem poprzednich prób [6]). wykonano również pomiary twardości połączeń spawanych metodą vickersa przy obciążeniu 98,1 n. na rysunku 2 przedstawiono maksymalne twardości poszczególnych stref złącza spawanego po obróbce cieplnej. analiza wyników badania dylatometryczne wykazały, że przyczyną występowania niezadowalającej udarności spoin i twardości połączeń spawanych po obróbce cieplnej w zakresie temperatury 300÷400°c są przemiany fazowe zachodzące podczas nagrzewania i wygrzewania w tej temperaturze. wykres dylatometryczny przedstawiony na rysunku 3 pokazuje, że w zakresie temperatury 230÷370°c dochodzi do przemiany austenitu szczątkowego w przesycony ferryt i bainit. w wyższej temperaturze dodatni efekt dylatometryczny od przemiany austenitu może zostać „wytłumiony” przez ujemny efekt dylatometryczny pochodzący od wydzielania się cementytu. powyżej 500°c zachodzi wydzielanie węglików mc, powodujących wystąpienie dodatniego efektu dylatometrycznego. wydzielenia te doprowadzają do tzw. efektu twardości wtórnej, widocznego na rysunku 2. optymalizacja obróbki cieplnej ze względu na wysoki koszt obróbki cieplnej istotna jest optymalizacja tego procesu. dokonano zatem wyżarzania w temperaturze zapewniającej wymaganą pracę łamania, ograniczając czas tych zabiegów do nagrzania, wytrzymania przez 2 min. celem wyrównania temperatury na przekroju próbki i schłodzenia na wolnym powietrzu. otrzymane wyniki badań zestawiono na rysunkach 4 i 5. rys. 1. średnia wartość pracy łamania spoin ze stali t24 po obróbce cieplnej fig. 1. average value of nominal kv energy of t24 steel welds after heat treatment rys. 2. maksymalne twardości poszczególnych stref złącza spawanego stali t24 po obróbce cieplnej fig. 2. the maximum hardness of the joint zones for t24 steel after heat treatment rys. 3. dylatogram nagrzewania z szybkością 0,05°c/s próbki ze spoiny wykonanej łukiem krytym fig. 3. dilatograph of heating with a rate of 0,05°c/s samples of the submerged arc weld rys. 4. średnia wartość pracy łamania spoin ze stali t24 po obróbce cieplnej przez 2 h i przez 2 min fig. 4. average value of nominal kv energy for t24 steel welds after heat treatment for 2 h and for 2 min 17przegląd spawalnictwa 1/2012 z danych przedstawionych na rysunkach 4 i 5 wynika, że już nagrzanie do temperatury wyżarzania, krótkie wytrzymanie przez 2 min i następnie schłodzenie na wolnym powietrzu umożliwia uzyskanie wysokich wartości pracy łamania. ponadto największa zmierzona twardość strefy wpływu ciepła i spoiny nie przekroczyła wartości 350 hv10, co pozwala na spełnienie wymagań norm [5]. rys. 5. maksymalne twardości poszczególnych stref złącza spawanego stali t24 po obróbce cieplnej przez 2 h i przez 2 min fig. 5. the maximum hardness of the zones in the t24 steel weld after heat treatment for 2 h and for 2 min literatura [1] brózda j., zeman m., pasternak j., fudali s.: żarowytrzymałe stale bainityczne nowej generacji – ich spawalność i właściwości złączy spawanych [w:] materiały i technologie stosowane w budownictwie kotłów nadkrytycznych i spalarni odpadów, katowice, 2009, s. 27-46. [2] heuser h.: filler metals for t/p23 and t/p24, seminarium rafako, 15.01.2009. [3] urzynicok m., kwieciński k., słania j.: właściwości złączy spawanych ze stali bainitycznej 7crmovtib10-10 (t24) stosowanej w elektrowniach pracujących przy parametrach nadkrytycznych, biuletyn instytutu spawalnictwa w gliwicach, 2009, r. 53, nr 6, s. 63-68. [4] urzynicok m., kwieciński k., słania j.: doświadczenia przy wykonywaniu połączeń doczołowych rur ze stali 7crmovtib10-10 (t24), materiały i technologie stosowane w budownictwie kotłów nadkrytycznych i spalarni odpadów. katowice, 2009, s. 172-183. [5] pn-en iso 15614-1:2008 – specyfikacja i kwalifikowanie technologii spawania metali – badanie technologii spawania – część 1: spawanie łukowe i gazowe stali oraz spawanie łukowe niklu i stopów niklu. [6] pańcikiewicz k. , kwiecień s., tasak e. : właściwości połączeń spawanych stali bainitycznej 7crmovtib10-10, przegląd spawalnictwa, 2010, r. 82, nr 8, s. 8-14. referat pt. „wpływ obróbki cieplnej na właściwości połączeń spawanych stali 7crmovtib10-10” został wygłoszony przez krzysztofa pańcikiewicza na xlviii sesji studenckich kół naukowych pionu hutniczego agh 2011 w sekcji inżynieria spajania oraz wyróżniony i nagrodą. opiekun pracy ze strony polimex mostostal zakład zre kraków – mgr inż. sławomir kwiecień, opiekun naukowy referatu – prof. dr hab. inż. edmund tasak. badania wykonano w ramach pracy statutowej nr 11.11.110.790 podsumowanie przeprowadzone badania wykazały, że aby zapewnić odpowiednie właściwości plastyczne spoin doczołowych rur o grubości 11,2 mm wykonanych metodą gtaw oraz wymaganą twardość złączy ze stali t24, należy wykonać obróbkę cieplną po spawaniu w temperaturze co najmniej 700ºc. otrzymanie wymaganych wartości w niższej temperaturze wyżarzania nie jest możliwe ze względu na występowanie przemian fazowych zachodzących podczas odpuszczania, takich jak przemiana austenitu szczątkowego w przesycony ferryt i bainit, wydzielanie cementytu czy wydzielanie węglików typu mc. ponadto stwierdzono, że jest możliwa optymalizacja obróbki cieplnej, polegająca na nagrzaniu złącza do temperatury wyżarzania, wytrzymaniu przez dwie minuty w celu ujednorodnienia temperatury w elemencie, a następnie bezpośrednim schłodzeniu na powietrzu. w następnym numerze temat wiodący numeru 2/2012 miesięcznika naukowo-technicznego przegląd spawalnictwa – plany spawania 201210_pspaw.pdf 36 przegląd spawalnictwa 10/2012 andrzej ambroziak piotr białucki wiesław derlukiewicz artur lange paweł dudkiewicz wpływ liczby napraw na właściwości złączy spawanych ze stali drobnoziarnistych influence of a number of repairs on fine grain  steel welding joints properties dr hab. inż. andrzej ambroziak prof. pwr, dr inż. piotr białucki, dr inż. wiesław derlukiewicz, dr inż. artur lange, mgr inż. paweł dudkiewicz – politechnika wrocławska. streszczenie przedstawiono wyniki badań wpływu liczby procesów naprawy złączy spawanych na ich właściwości. badaniom poddano po 5 złączy doczołowych ze stali p460nl1 oraz s355j2+n z blach o grubości 12 mm obejmujących stan po spawaniu oraz po 1, 2, 3 i 4 operacjach naprawy. zastosowane procedury badawcze złączy odpowiadały warunkom stawianym przy kwalifikowaniu technologii spawania wg pn-en iso 15614-1. na podstawie badań nieniszczących vt, mt i ut zakwalifikowano badane złącza do poziomu jakości b, wg pn-en iso 5815, co potwierdziły również badania metalograficzne. badania wytrzymałości na rozciąganie, próby zginania, pomiary twardości i badania udarności wykazały, że liczba procesów naprawy spawaniem złączy doczołowych z badanych stali, przy założonym sposobie naprawy, wywiera niewielki wpływ na zmianę właściwości złączy spawanych. abstract the influence of quantity of joints repairs by the means of welding on properties of joints was presented. there were investigated every 5 butt weld joints made of steel p460nl1 and s355j2+n from sheet metals thickness of 12 mm after 1, 2, 3 and 4 operations of repair. the investigative procedures of joints corresponds to the conditions applied by qualifying technology of welding according to the pn-en iso 15614-1. on the basis of ndt tests vt, mt and ut welds in investigated joint were classified to the b level of quality according to pn-en iso 5815, what metallographic investigations confirmed also. the performed investigations of tensile strength, bending tests, measurements of hardness and the impact tests showed, that the quantity of processes of butt weld joints repairs, makes small influence, at set up manner of repair, on change of properties of welded joint. wstęp naprawa złączy spawanych często wynika z niespełnienia wymagań dotyczących poziomu jakości spoin. zagadnienie liczby napraw złączy spawanych występuje także podczas remontów konstrukcji spawanych, zarówno planowych, jak i w wypadku awarii. we właściwie opracowanej technologii spawania konstrukcji spełniającej wymagania systemów jakości ważną pozycją jest sposób naprawy wadliwych odcinków spoin. według pn-en iso 3834-1:2007, w przypadku działań korygujących jakość spoin wymagane są procedury naprawy przy pełnych i standardowych wymaganiach jakości. zdarza się, że w naprawianej spoinie ponownie wykrywane są wady spawalnicze, które wymagają usunięcia. powstaje przy tym pytanie, ile razy można przeprowadzać operację naprawy złącza spawanego polegającą na wycięciu wadliwego odcinka spoiny i ponownym jego spawaniu i jak wpływa liczba cykli 37przegląd spawalnictwa 10/2012 tablica iv. właściwości mechaniczne stali s355j2+n wg pn-en 10025-2:2007 i atestu table iv. mechanical properties of s355j2 steel acc. to. pn-en 10025-2:2007 and certificate stal reh, mpa rm, mpa a, % praca łamania kv, j, na próbkach poprzecznych w temp. -20 oc s355j2+n (wg normy) min. 355 470 do 630 min. 22 min. 27 s355j2+n (wg atestu) 438 560 24,8 143 spawalniczych nakładających się na siebie na zmianę właściwości złączy naprawianych. w wytycznych dotyczących spawania łukowego stali ferrytycznych, zawartych w normach pn-en 1011-2 jest tylko informacja o tym, że wszystkie spoiny, które nie spełniają wymagań konstrukcyjnych, powinny być naprawione, natomiast wg normy pn-en 1011-1 w usuwaniu niezgodności spawalniczych naprawa może obejmować np. przecięcie niewłaściwie dopasowanych części i ponowne spawanie. brakuje jednak wskazówek na temat liczby dopuszczalnych takich napraw. zagadnienia technologiczne związane z naprawami spawaniem konstrukcji pełnomorskich, zawarte w normach norweskich dotyczących konstrukcji offshore, wskazują na ograniczenie możliwości takich napraw [1]. według wymagań normy norsok standard m-101 naprawa spoiny może być wykonana tylko dwukrotnie w tym samym miejscu [4]. spawanie naprawcze powinno być wykonane zgodnie z procedurami i instrukcjami technologicznymi spawania stosowanymi do pierwotnego wykonania złącza. wymagane jest jednak całkowite usunięcie pierwotnej spoiny i strefy wpływu ciepła. podobnie wg wymagań normy det norske veritas dnv-os-c401 [5] dotyczącej wytwarzania i badania konstrukcji offshore to samo miejsce spawania można naprawiać tylko dwa razy, natomiast dalsze ewentualne naprawy wymagają każdorazowo indywidualnego podejścia. z wyników badań nad spawaniem naprawczym stali termomechanicznie walcowanych wynika, że wielokrotne naprawy spoin nie wywierają istotnego wpływu na właściwości złączy spawanych z tych stali [4]. natomiast sposób usuwania wadliwych odcinków spoin żłobieniem ma istotny wpływ na jakość spoin [5]. materiały użyte do badań przedmiotem badań były doczołowe złącza spawane z blach o grubości 12 mm ze stali p460nl1 i s355j2+n. tablica i. skład chemiczny stali p460nl1 wg pn-en 10028-3:2010 i atestu table. i. chemical composition of p460nl1 steel acc. to pn-en 10028-3:2010 and certificate znak stali zawartość, % wag. c si mn p s al. n cr cu mo nb ni ti v nb+ ti+v cev p460nl1 (norma) max. 0,20 max. 0,60 1,10÷ 1,70 max. 0,025 max. 0,015 max. 0,020 max. 0,025 max. 0,30 max. 0,70 max. 0,10 max. 0,050 max. 0,80 max. 0,030 max. 0,20 max. 0,22 max. 0,53 p460nl1 (atest) 0,18 0,25 1,55 0,015 0,001 0,027 0,003 0,03 0,01 0 0,037 0,48 0 0,084 0,12 0,494 tablica ii. właściwości mechaniczne stali p460nl1 wg pn-en 10028-3:2010 i atestu table ii. mechanical properties of p460nl1 steel acc. to. pn-en 10028-3:2010 and certificate oznaczenie stan dostawy reh, mpa rm, mpa a., % praca łamania kv, j, na próbkach poprzecznych w -40 oc p460nl1 (wg normy) normalizowany min. 460 570÷720 min. 17 min. 40 p460nl1 (wg atestu) normalizowany 473 620 32 49,7 tablica iii. skład chemiczny stali s355j2 wg pn-en 10025-2:2007 i atestu table. iii. chemical composition of s355j2 steel acc. to pn-en 10025-2:2007 and certificate stal zawartość, % wag. c si mn p s ni cu cr al nb v nb ti n ca o cev s355j2+n (wg normy) max. 0,20 max. 0,55 max. 1,60 max. 0,025 max. 0,025 max. 0,55 max. 0,45 s355j2+n (wg atestu) 0,13 0,018 1,43 0,009 0,004 0,052 0,07 0,062 0,068 0,026 0,003 0,026 0,001 0,006 0,003 0,003 0,39 38 przegląd spawalnictwa 10/2012 stal p460nl1 należy do grupy stali spawalnych drobnoziarnistych normalizowanych objętych normą pn-en 10028-3:2010. jest stalą specjalną przeznaczoną na urządzenia ciśnieniowe i konstrukcje pracujące w obniżonej temperaturze. równoważnik węgla cev wg normy dla wyrobów cieńszych niż 60 mm może wynosić maks. 0,53%, co ma zapewnić jeszcze dobrą spawalność. skład chemiczny i minimalne właściwości mechaniczne stali wg normy pn-en 10028-3:2010 zawarto w tablicach i i ii, ważne są także skład chemiczny oraz właściwości mechaniczne podane w certyfikacie wystawionym przez producenta stali. stal s355j2+n należy do grupy jakościowych stali niestopowych o podwyższonej wytrzymałości przeznaczonych głównie na konstrukcje spawane. chociaż nie jest objęta normą dotyczącą stali drobnoziarnistych, walcowanie normalizujące zapewnia jej drobnoziarnistą strukturę i poprawia właściwości mechaniczne. stal jest objęta normą pn-en 10025-2:2007. skład chemiczny i minimalne właściwości mechaniczne wg normy oraz zawartość pierwiastków stopowych i właściwości stali s355j2+n wg certyfikatu huty podano w tablicach iii i iv. jak widać z tablicy iii, w użytej do badań stali zawartość pierwiastków stopowych jest znacznie mniejsza niż dopuszczalna wartość wg normy, należy zatem oczekiwać, że spawalność stali określona na podstawie równoważnika węgla cev wynoszącego 0,39% będzie lepsza niż dopuszcza norma, wg której równoważnik ten może wynosić nawet 0,45%. plan eksperymentu złącza próbne o wymiarach 300x350 mm, zgodnie z normą pn-en iso 15614-1, spawano metodą mag z użyciem następujących materiałów dodatkowych: – gazu ochronnego zawierającego 82% ar i 18% co2 (pn-en iso 14175:2008 – m21); – spoiwa o średnicy 1,2 mm g2ni2 (pn-en iso 14341:2008 – g50 6 m g2ni2) firmy boehler do spawania stali p460nl1; – spoiwa o średnicy 1,2 mm. g3si1 (pn-en iso 14341:2008 – g 46 4 m g3si1) firmy wdi do spawania stali s355j2+n. z każdej badanej stali wykonano po 5 złączy próbnych, z których jedno było spawane bez naprawy natomiast pozostałe były spawane wielokrotnie, tzn. odpowiednio 2, 3, 4 i 5 razy. przygotowanie złącza do kolejnego spawania polegało na rozcięciu wzdłuż osi spoiny złącza spawanego z poprzedniej operacji i ponownym ukosowaniu krawędzi na frezarce. cięcie wykonywano za pomocą piły taśmowej. spawanie tak przygotowanych złączy nazwano spawaniem naprawczym. liczby i kolejność wykonywanych operacji spawania i cięcia przedstawiono schematycznie na rysunku 1, a przykładowy wygląd blach do spawania naprawczego pokazano na rysunku 2. rys. 1. schemat wykonania próbek ze stali s355j2+n; ze złączy w kolorze szarym pobierano próbki do badań ich właściwości fig. 1. scheme of s355j22+n steel specimens cutting, specimens for mechanical properties tests are in gray rys. 2. blachy ukosowane po operacji cięcia. zaznaczono pozostałość spoiny i swc fig. 2. beveled edge of plates after cutting. rest of weld and haz is marked in figure rys. 3. układ kolejnych czterech ściegów spoiny w złączu próbnym fig. 3. placement of four consecutive runs in the test joint welding 39przegląd spawalnictwa 10/2012 chłodzenia ściegu oraz oddziaływania cyklu cieplnego od następnych ściegów. w mikrostrukturze złączy spawanych, można zauważyć występowanie nieciągłości materiału w postaci pęcherzyków gazowych. na rysunku 7 przedstawiono mikrostrukturę obszaru złącza obejmującego fragment spoiny, strefę wpływu ciepła oraz strefy przejścia od swc do materiału rodzimego. na rysunku 7a widać, że w bezpośrednim sąsiedztwie linii wtopienia występuje gruboziarnisty obszar strefy swc z ferrytem widmanstattena, który przechodzi w obszar drobnoziarnisty strefy swc (rys. 7b), rys. 7. mikrostruktura złącza spawanego ze stali p460nl1. trawienie: 3% nital, pow. 200x fig. 7. microstructure of p460nl1 steel welded joint: etching: 3% nital, magn. 200x spawanie wszystkich złączy wykonano w pozycji podolnej bez podgrzewania wstępnego, zachowując temperaturę międzyściegową nie większą niż 180oc. energia liniowa spawania zmieniała się od 0,81 kj/mm dla ściegu pierwszego do 1,34 kj/mm dla ściegu ostatniego. spoinę wykonywano w pięciu ściegach. warunki spawania zawarto w opracowanych wcześniej instrukcjach technologicznych wps. przykładowy wygląd czterech kolejnych ściegów spoiny pokazano na rysunku 3. badania nieniszczące wykonane złącza próbne poddano badaniom wizualnym, magnetyczno-proszkowym i ultradźwiękowym zgodnie z odpowiednimi normami: pn-en iso 5817:2009, pn-en iso 23278:2010 oraz pn-en iso 11666:2011. na podstawie przeprowadzonych badań nieniszczących stwierdzono, że spoiny spełniają wymagania poziomu jakości b wg pn-en iso 5718. po wykonaniu badań nieniszczących wycinano próbki do badań niszczących wg schematu pokazanego na rysunku 4. badania metalograficzne obserwacje makroskopowe złączy z badanych próbek wykazały, że spoiny są wolne od wad makroskopowych. makrofotografie złączy spawanych pokazano na rysunkach 5 i 6. na makrofotografiach złączy (rys. 5 i 6), można zauważyć układ kolejnych ściegów spoiny z wyraźną dendrytyczną budową ostatniego ściegu. wyraźnie też widać drobnoziarnistą strukturę pierwszego ściegu, będącą wynikiem niskiej energii liniowej spawania, małego przekroju ściegu, dużej prędkości rys. 4. rozmieszczenie próbek do badań na złączu próbnym fig. 4. placement of specimens selection for tests in test joint rys. 5. makrostruktura złączy spawanych ze stali p460nl1: a) po jednej naprawie spawaniem, b) po pięciu naprawach. trawienie: odczynnik adlera fig. 5. macrostructure of p460nl1 steel welded joint: a) after first regeneration by welding, b) after fifth regeneration by welding, etching: adler rys. 6. makrostruktura złączy spawanych ze stali s355j2+n: a) po jednej naprawie spawaniem, b) po pięciu naprawach. trawienie: odczynnik adlera fig. 6. macrostructure of s355j2+n steel welded joint: a) after first regeneration by welding, b) after fifth regeneration by welding, etching: adler a) b) a) b) a) b) c) d) spoina swc drobnoziarnista obszar przejsciowy swc-mat. rodz. materiał rodzimy 40 przegląd spawalnictwa 10/2012 badania udarności udarność próbek złączy spawanych badano zgodnie z pn-en iso 9016. stosowano dwa rodzaje próbek (rys. 11). z każdego złącza wykonano trzy próbki z karbem w spoinie i trzy próbki z karbem w swc. w próbkach vwt karb znajdował się w osi spoiny, natomiast w próbkach vht w swc za linią wtopienia. próbki ze stali p460nl1 badano w temperaturze -40oc, natomiast próbki ze stali s355j2+n w temperaturze -20oc. wyniki badań udarności przedstawiono na rysunkach 12 i 13. za którym występuje ferrytyczno-perlityczna struktura materiału rodzimego w układzie pasmowym z ferrytem poligonalnym (rys. 7c, d). gruboziarnista strefa wpływu ciepła jest wynikiem przegrzania materiału ciepłem spawania, w której temperatura była wyższa niż 1100oc. zwykle obszar ten ma niską plastyczność, co sprzyja łatwemu powstawaniu i rozprzestrzenianiu się w nim pęknięć. próba zginania złączy spawanych próby zginania poprzecznego z rozciąganiem od strony grani i lica spoiny czołowej wykonano zgodnie z normą pn-en iso 5173:2010. na rysunku 8 przedstawiono schemat próby zginania poprzecznego z rozciąganiem lica z rozstawem rolek i wymiarów trzpienia stosowanych dla złączy ze stali s355j2+n. próbki ze stali p460nl1 zginano trzpieniem o średnicy 58 mm przy rozstawie rolek 95 mm. próby zginania złączy próbnych wykonano na uniwersalnej maszynie wytrzymałościowej wg wymagań normy pn-en 910. kąt zgięcia α przy próbie rozciągania lica oraz grani dla wszystkich próbek wynosił 180o. rys. 8. schemat próby zginania poprzecznego fig. 8. scheme of lateral bend test rys. 9. wyniki próby rozciągania próbek poprzecznych ze złączy spawanych ze stali p460nl1 po kolejnych pięciu operacjach spawania fig. 9. tensile test of p460nl1 steel lateral specimen of welded joint results after fiver consecutive welding operations próba rozciągania próbę rozciągania próbek poprzecznych z badanych złączy spawanych wykonano zgodnie z normą pn-en iso 4136. wyniki badań przedstawiono na rysunkach 9 i 10. rys. 10. wyniki próby rozciągania próbek poprzecznych ze złączy spawanych ze stali s355j2+n po kolejnych pięciu operacjach spawania naprawczego fig. 10. tensile test of s355j2+n steel lateral specimen of welded joint results after fiver consecutive welding operations rys. 11. oznaczenia próbek do badań udarności złączy spawanych fig. 11. designation of specimen for impast test of welded joints rys. 12. wyniki badań udarności złączy spawanych ze stali p460nl1 po kolejnych operacjach spawania naprawczego. linie proste są liniami trendu dla wartości średnich pracy łamania fig. 12. impact test of p460nl1 steel specimen of welded joint after consecutive regeneration welding operations. straight lines are tendency lines for average values of nominal energy 41przegląd spawalnictwa 10/2012 rys. 13. wyniki badań udarności złączy spawanych ze stali s355j2+n po kolejnych operacjach spawania naprawczego. linie proste są liniami trendu dla wartości średnich pracy łamania fig. 13. impact test of s355j2+n steel specimen of welded joint after consecutive regeneration welding operations. straight lines are tendency lines for average values of nominal energy rys. 14. rozkład twardości w złączach spawanych ze stali p460nl1 po kolejnych pięciu operacjach spawania. twardość materiału rodzimego 182 hv10 fig. 14. hardness distribution in p460nl1 steel welded joints after five consecutive welding operations. base metal hardness 182 hv10 wnioski celem pracy było sprawdzenie, czy cztery operacje spawania naprawczego polegające na wycięciu całej lub części spoiny ze złącza ze stali p460nl1 i s355j2+n, a następnie spawaniu go ponownie, spowodują istotne zmiany właściwości mechanicznych takich jak plastyczność, wytrzymałość na rozciąganie, udarność i twardość. w wyniku przeprowadzonych badań stwierdzono, że: – próba zginania złączy spawanych – liczba operacji spawania nie ma wpływu na zmianę właściwości plastycznych. wszystkie badane próbki poprzeczne ulegały zgięciu do kąta 180o. – badania wytrzymałości na rozciąganie – zarówno granica plastyczności, jak i wytrzymałość na rozciąganie badanych złączy z obydwóch stali zmieniały się w bardzo niewielkim stopniu (zmiany te mieszczą się w granicach błędu pomiarów). zatem można stwierdzić i w tym przypadku, że liczba operacji spawania naprawczego nie wywarła niekorzystnego wpływu na granicę plastyczności oraz wytrzymałość na rozciąganie. – udarność swc badanych złączy była większa niż udarność spoin, jednak wyniki udarności tej strefy wykazały dużą zmienność. twardość swc po pierwszej naprawie w niewielkim stopniu maleje, lecz w kolejnych wyraźnie wzrasta, co szczególnie wyraźnie widać w przypadku stali p460nl1. zmienność udarności spoiny jest wyraźnie mniejsza dla próbek ze stal s355j2+n. odnotowano jedną próbkę ze stali p460nl1 po czterech naprawach, która miała udarność 24 j, a zatem niższą od wymaganej przez normę. zauważoną zmienność wyników udarności próbek z swc można wytłumaczyć nie tylko zmianami strukturalnymi po kolejnych cyklach spawania, lecz także położeniem karbu w tej strefie, które różniło się niekiedy bardziej niż oczekiwano. – pomiary twardości – cztery operacje naprawy złączy spawaniem nie wywierają istotnych, niekorzystnych zmian. wszystkie strefy złączy spawanych wykazują podobną twardość po każdej operacji spawania. – analizując wartości średnie wyników poszczególnych doświadczeń – czterokrotne naprawianie złączy wg opisanej procedury nie spowodowało pogorszenia właściwości mechanicznych złączy w ocenianym zakresie. pomiary twardości pomiary wykonano zgodnie z pn-en iso 9015-1. twardość mierzono metodą vickersa wzdłuż jednej linii w odległości 2 mm od powierzchni złącza. wykonano po trzy punkty pomiarowe w każdym obszarze złącza, tzn. w spoinie i po obu stronach w strefach swc i w materiale rodzimym. wyniki pomiarów twardości przedstawiono na rysunkach 14 i 15. rys. 15. rozkład twardości w złączach spawanych ze stali s355j2+n po kolejnych pięciu operacjach spawania. twardość materiału rodzimego 162 hv10 fig. 15. hardness distribution in s355j2+n steel welded joints after five consecutive welding operations. base metal hardness 162 hv10 punkty pomiaru twardości punkty pomiaru twardości 42 przegląd spawalnictwa 10/2012 literatura [1] pakos r., romek e.: konstrukcje stalowe pełnomorskie (offshore) – rodzaje, remonty. przegląd spawalnictwa nr 1/2009, s. 3-10. [2] norsok standard m-101. structural steel fabrication. october 2011, ed. 5. [3] offshore standard, det norske veritas, dnv -os-c401. fabrication and testing of offshore structures. october 2010. [4] górka j.: wpływ procesów żłobienia termicznego na właściwości stali obrobionej termomechanicznie s420 mc. przegląd spawalnictwa 2006, nr 9-10, s. 76-79. [5] górka j.: wpływ spawania naprawczego na właściwości złączy stali obrobionych termomechanicznie. przegląd spawalnictwa nr 7/2005, s. 3-7. [6] dudkiewicz p.: praca dyplomowa magisterska. analiza i optymalizacja procesu naprawy niezgodności spawalniczych złączy spawanych. promotor – p. białucki, wrocław, 2010. normy [7] pn-en 10028-3: 2010. wyroby płaskie ze stali na urządzenia ciśnieniowe – część 3: stale spawalne drobnoziarniste normalizowane. [8] pn-en 10025-2:2007. wyroby walcowane na gorąco ze stali konstrukcyjnych – część 2: warunki techniczne dostawy stali konstrukcyjnych niestopowych. [9] pn-en iso 5173:2010. badania niszczące spoin w materiałach metalowych – badanie na zginanie. [10] pn-en iso 4136:2011. badania niszczące złączy spawanych metali – próba rozciągania próbek poprzecznych. [11] pn-en iso 9016:2011. badania niszczące złączy spawanych metali – badanie udarności – usytuowanie próbek, kierunek karbu i badanie. [12] pn-en iso 9015-1:2011. badania niszczące złączy spawanych metali – badanie twardości – część 1: badanie twardości złączy spawanych łukowo. wydarzenia kemppi podpisało umowę sponsorską z jednym z wiodących zespołów formuły 1. zaraz po ogłoszeniu przez kemppi i williamsa współpracy, zespół williamsa odniósł wspaniałe zwycięstwo w grand prix hiszpanii. logo kemppi jest widoczne na pasie oficjalnego, rezerwowego kierowcy valtteriego bottasa, oraz na tylnym spojlerze samochodu williamsa renault fw34. kemppi i williams f1 będą współpracować również w zakresie urządzeń spawalniczych. kemppi wspiera valtteriego bottasa od 2008 i ta umowa jest naturalną konsekwencją zaangażowania firmy we wspieranie utalentowanych fińskich kierowców rajdowych. w rozmowie na temat partnerstwa dyrektor generalny kemppi, anssi rantasalo mówi: valtteriego botasa wspieramy od kilku lat a ta umowa jest naturalną kontynuacją współpracy. być związanym z zespołem williams f1, jednym z najlepszych w historii formuły 1 to dla nas zaszczyt. z niecierpliwością czekamy na rozszerzenie naszej współpracy w kierunku partnerstwa technologicznego, jako że formuła 1 stawia wysokie wymagania technologiczne a spawanie odgrywa w niej znaczącą rolę. szef zespołu williams f1, sir frank williams dodaje: jest nam niezwykle miło powitać jednego z najbardziej znanych fińskich producentów w portfolio naszych partnerów. poprzez wspieranie kariery valtteriego przez ostatnich kilka lat wykazali silne zaangażowanie w sporty motorowe i cały zespół bardzo cieszy się na współpracę z nimi w przyszłości. współpraca kemppi z zespołem williams f1 tor wyścigowy circuit de catalunya, barcelona, hiszpania. 11 maja 2012. valtteri bottas, kierowca testowy, zespół williams f1. zdjęcie: zespół williams f1 tory wyścigowy circuit de catalunya, barcelona, hiszpania 12 maja 2012. zaraz po ogłoszeniu przez kemppi i williamsa współpracy, zespół williamsa odniósł wspaniałe zwycięstwo w grand prix hiszpanii ps 5 2018 www str 46 przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 odporność na korozję wżerową napoin ze stopu alloy 59   w syntetycznym roztworze fgd pitting corrosion resistance of padding welds made from alloy 59 in „green death” solution mgr inż. anna kamela, dr hab. inż. janusz adamiec, prof. pśl – politechnika śląska. autor korespondencyjny/corresponding author: anna.kamela@polsl.pl streszczenie w artykule przedstawiono wyniki badań odporności na korozję wżerową napoin z nadstopu niklu alloy 59 w syntetycznym roztworze, symulującym środowisko pracy charakterystyczne dla skruberów fgd. wykonano testy laboratoryjne, które polegały na umieszczeniu próbki w roztworze o zadanej temperaturze na 24 godziny. przyjęto temperaturę początkową 90 °c, a następnie zwiększano o 5 °c w kolejnym badaniu, aż do pojawienia się wżerów korozyjnych. za miarę odporności na korozję wżerową przyjęto obecność w materiale ubytków korozyjnych oraz zmiany masy. na podstawie wyników przeprowadzonych badań wyznaczono krytyczną temperaturę korozji wżerowej (cpt – ang. critical pitting temperature) napoin na poziomie 100 °c. słowa kluczowe: korozja wżerowa; odporność korozyjna napoin; nadstop niklu; alloy 59 abstract this article presents the results of pitting corrosion resistance tests of padding welds made of nickel superalloy alloy 59 in a green death solution, which simulate fgd scrubber environment. in the laboratory tests the specimens were placed in the solution at a given temperature per 24 hours. the initial temperature was set at 90 °c and then increased by 5 °c in the next test, until corrosion pits appeared. a visual examination of specimens surfaces, along with mass loses were performed to characterize the pitting resistance of material. on the basis of the results, the critical pitting temperature (cpt) of padding welds at a level of 100 °c was determined. keywords:  pitting corrosion; corrosion resistance of padding welds; nickel superalloy; alloy 59 wstęp polska przyjmując dyrektywy unii europejskiej, dotyczące redukcji emisji gazów cieplarnianych do atmosfery (pakiet klimatyczno-energetyczny 3 x 20%, „energy roadmap 2050”), zobowiązała się do modernizacji przemysłu energetycznego. zasadniczym paliwem dla elektrowni oraz elektrociepłowni w polsce jest węgiel kamienny, dlatego wymagane jest, aby ze spalin kotłowych usuwać pyły, nox, so2, so3 i rtęć [1]. w tym celu stosuje się różnego rodzaju urządzenia, np. elektrofiltry do usuwania pyłów, instalacje do selektywnej redukcji katalitycznej (scr), skrubery fgd (ang. flue gas desulfurization) do odsiarczania spalin na mokro lub sucho. materiały stosowane do budowy skruberów fgd dobierane są w zależności od działania czynników korozyjnych, warunków pracy, konstrukcji instalacji oraz aspektów ekonomicznych. najczęściej stosuje się stale nierdzewne austenityczne (typu 317lmn, 904l) oraz stale duplex (np. 2205, 2507), rzadziej nadstopy niklu (m.in. inconel 625, alloy c-276, alloy 59), które stosowane są w najcięższych warunkach eksploatacyjnych [2]. wzajemne oddziaływanie chlorków, kwasów, wysokiej temperatury oraz stosowanej anna kamela, janusz adamiec przeglad welding technology review technologii odsiarczania decyduje o agresywności mediów korozyjnych takich jak ciecz w zraszaczu i w absorberze lub skropliny z oczyszczonego gazu. najczęściej spotykanymi typami korozji występującymi w środowisku odsiarczania jest korozja wżerowa oraz szczelinowa [3]. o odporności korozyjnej materiału decyduje w głównej mierze jego skład chemiczny. wpływ pierwiastków stopowych na odporność na korozję wżerową można oszacować stosując tzw. równoważnik odporności wżerowej pre (ang. pitting resistance equivalent), który oblicza się ze wzoru [2]: pre = % cr + 3,3% mo + 16% n (1) im wyższy wskaźnik pre, tym wyższa odporność stopu na korozję wżerową. przyjmuje się, że materiały posiadające wartość pre powyżej 40 mogą być stosowane w środowisku siarkowym [4,5]. dla nadstopu alloy 59 wartość pre wynosi 76. bardziej precyzyjnym sposobem określenia odporności na korozję wżerową jest wykonanie testów korozyjnych dla określenia krytycznej temperatury korozji wżerowej (cpt). doi: http://dx.doi.org/10.26628/ps.v90i5.896 47przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 jednym ze sposobów jest test w roztworze „green death” o składzie 7% h2so4 + 3% hcl + 1% fecl3 + 1% cucl3. jest to syntetyczny roztwór symulujący środowisko pracy charakterystyczne dla skruberów fgd. w literaturze można znaleźć informacje, że dla stopu alloy 59 wartość cpt wyznaczona w roztworze „green death” wynosi ponad 120 °c (powyżej tej temperatury następuje rozpad chemiczny roztworu) [6]. jednak nie ma danych na temat odporności na korozję wżerową złączy spawanych oraz napoin. jest to odrębne zagadnienie, które powinno zostać uwzględnione na etapie projektowania układów instalacji odsiarczania spalin, aby zapewnić ich efektywną eksploatację. materiał do badań badaniom poddano 6 próbek z nadstopu niklu alloy 59 (nicr23mo16al) o wymiarach 25 x 50 x 2 mm napawanych ręcznie procesem tig (141) w osłonie argonu (i1 wg pn-en iso 14175). skład chemiczny stopu alloy 59 zgodnie z iso 15156 przedstawiono w tablicy i. zastosowano materiał dodatkowy do napawania o oznaczeniu zgodnym z en iso 18274:s ni 6059 (nicr23mo16). przed procesem napawania powierzchnię blachy dokładnie oczyszczono poprzez szlifowanie. proces prowadzono z prędkością 30 cm/min przy natężeniu prądu 70 a i natężeniu przepływu gazu 10 l/min. ilość wprowadzonego ciepła obliczona wg pn-en 1011-1 wyniosła 0,6 kj/cm. próbki wykonano w celu zbadania odporności na korozję złączy spawanych, a wykonane napoiny odwzorowywały grań spoiny. w skruberach fgd to właśnie ta część złącza spawanego wraz z przyległą swc jest poddana oddziaływaniu środowiska korozyjnego. metodyka i wyniki  badania odporności na korozję wżerową wykonano zgodnie ze zmodyfikowanym standardem astm g48c w roz tworze „green death”. miały one na celu określenie odporności napoin na działanie agresywnego środowiska, charakterystycznego dla warunków pracy skruberów fgd. próbki umieszczano w roztworze na czas 24h. jako temperaturę początkową dla pierwszej próbki przyjęto 90 °c. po wykonaniu testu mierzono zmianę masy próbki oraz obserwowano powierzchnię napoiny na mikroskopie stereoskopowym przy powiększeniu 20x. jeżeli nie zaobserwowano pojawienia się wżerów korozyjnych, zwiększano temperaturę testu o 5 °c stosując nową próbkę do badań. jako miarę odporności na korozję wżerową przyjęto zmiany masy próbek oraz obecność uszkodzeń w materiale. jako kryterium akceptacji przyjęto, że ubytek masy nie powinien przekraczać 5 mg/cm2. próbki po badaniu pokazano na rysunkach 1÷3. zmiany masy próbek przedstawiono na rysunku 4. w celu oceny wżerów korozyjnych, powstałych w materiale poddanemu działaniu roztworu w temp. 120 °c, analizowaną powierzchnię obserwowano na elektronowym mikroskopie skaningowym hitachi s-3400n (rys. 5). za pomocą spektrometru eds, sprzężonego z sem, wykonano mikroanalizę składu chemicznego w obszarze napoiny oraz materiału rodzimego (rys. 5, tabl. ii). tablica i. skład chemiczny stopu alloy 59 (% mas.) zgodnie z iso 15156 [6] table i. chemical composition of alloy 59 (wt %) according to iso 15156 [6] fe cr ni mo c s mn si cu p al co min. – 22,0 osnowa 15,0 – – – – – – 0,1 – max. 1,5 24,0 16,5 0,01 0,01 0,5 0,1 0,5 0,015 0,4 0,3 rys. 1. napoiny po teście korozyjnym w roztworze „green death” w temp. 90 °c: a) powierzchnia przed testem, b) powierzchnia po teście, c) przekrój napoiny fig.  1. padding welds after a corrosion test in a „green death” solution at 90 °c: a) surface before testing, b) surface after testing, c) cross-section of the padding weld a) b) c) 48 przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 rys. 2. napoiny po teście korozyjnym w roztworze „green death” w temp. 105 °c: a) powierzchnia przed testem, b) powierzchnia po teście, c) przekrój napoiny, d) i e) wżery w napoinie w miejscu niepełnego wtopienia fig. 2. padding welds after a corrosion test in a „green death” solution at 105 °c: a) surface before testing, b) surface after testing, c) cross-section of the padding weld, d) and e) the corrosion pits in the padding weld in place of incomplete penetration a) b) c) d) e) a) b) c) rys. 3. napoiny po teście korozyjnym w roztworze „green death” w temp. 120 °c: a) powierzchnia przed testem, b) powierzchnia po teście, c) przekrój napoiny z widocznym wżerem korozyjnym fig. 3. padding welds after a corrosion test in a „green death” solution at 120 °c: a) surface before testing, b) surface after testing, c) cross-section of the padding weld with visible corrosion pit 49przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 podsumowanie celem wykonanych badań było określenie skłonności do powstawania wżerów korozyjnych w napoinach wykonanych ze stopu alloy 59. analizowano wielkość i miejsca powstawania wżerów oraz ubytek masy. po ekspozycji próbek w syntetycznym roztworze fgd przez 24 godziny w temperaturze do 100 °c nie zaobserwowano powstawania wżerów w materiale (rys. 1), a zmiany masy były stosunkowo niewielkie (ok. 4,8 mg/cm2). dla próbki narażonej na działanie kwasu w temperaturze 105 °c zanotowano ubytek masy ok. 38 mg/cm2 (rys. 4). na powierzchni swc widoczne są pojedyncze wżery (rys. 2b). jednak podczas obserwacji przekroju napoiny ujawniono miejsca, w których jej powierzchnia nie została uszkodzona, ale wżery powstały wewnątrz materiału. zjawisko to zaobserwowano w miejscu niepełnego wtopienia napoiny (rys. 2d, 2e). po ekspozycji próbki w temp. 120 °c widoczne są wżery korozyjne od powierzchni w głąb materiału. na przekroju poprzecznym (rys. 3c) można zaobserwować, że obejmują one nie tylko napoinę i strefę wpływu ciepła, ale również materiał rodzimy w pobliżu swc. na podstawie analizy składu chemicznego eds stwierdzono obecność na powierzchni wżerów chloru i siarki (tabl. ii). tablica ii. wyniki analizy składu chemicznego (eds) na powierzchni wżeru (% mas.) table ii. the results of chemical composition microanalysis (eds) on the pitting surface rys. 5. struktura napoiny w miejscu powstania wżeru z wynikami mikroanalizy składu chemicznego eds fig. 5. microstructure of the padding weld at the pitting site with the results of chemical composition microanalysis (eds) rys. 4. zmiany masy próbek w teście odporności na korozję wżerową fig. 4. the mass changes of the specimens in pitting corrosion resistance test al si s cl cr mn ni mo 1 – napoina 0,4 – – 0,4 23,9 – 61,7 13,6 2 – mr 0,5 1,6 0,4 2,7 21,7 0,4 57,0 15,7∆ m  [m g/ cm 2 ] temperatura [°c] 50 przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 literatura [1] hernas a.: uwarunkowania rozwoju krajowej energetyki, materiały i technologie stosowane w budowie kotłów nadkrytycznych i spalarni odpadów, wyd. sitph, katowice, 2009. [2] vangeli p., torsner e., beckers b., carinci g.m.: stale nierdzewne do skruberów w ios – i część, nowa energia, 04, 2009, s. 91-95. [3] alves h., werner h., agarwal d.c.: corrosion performance and applications of alloy 31 and alloy 59 in sulfuric acid media, corrosion 2006, paper 06222, nace international. [4] wang h.s.: effect of welding variables on cooling rate and pitting corrosion resistance in super duplex stainless weldments, materials transactions, vol. 46, no. 3, 2005, pp. 593-60. [5] alves h., kurumlu d., behrens r.: a new developed ni-cr-mo alloy with improved corrosion resistance in flue gas desulfurization and chemical process applications, corrosion 2013, paper 2325, nace international. [6] material data sheet no. 4130: vdm alloy 59, august 2017. powstawanie osadów z produktów reakcji (np. chlorków) w okolicy wżerów jest charakterystycznym zjawiskiem w procesie korozji wżerowej. korozja wżerowa najczęściej pojawia się w miejscu występowania niejednorodności wewnętrznych materiału (wtrącenia, porowatość, brak przetopienia) oraz zewnętrznych (zarysowania, resztki zgorzeliny, osady). stąd ważne jest, aby zapewnić wysoką jakość napoin, w celu uniknięcia występowania niezgodności. na podstawie wyników z przeprowadzonych badań oraz przyjętego poziomu akceptacji dla ubytku masy wyznaczono krytyczną temperaturę korozji wżerowej (cpt) napoin z nadstopu niklu alloy 59 na poziomie 100 °c. 201202_pspaw.pdf 49przegląd spawalnictwa 2/2012 tomasz pfeifer agnieszka kiszka spawanie blach dla przemysłu motoryzacyjnego metodą mag ze zmienną biegunowością (ac pulse) welding of automotive steels using mag method  with variable polarity (ac pulse) dr inż. tomasz pfeifer, mgr inż. agnieszka kiszka – instytut spawalnictwa, gliwice. streszczenie w artykule przedstawiono analizę warunków technologicznych spawania materiałów konstrukcyjnych nową, innowacyjną metodą. omówiono badania technologiczne wariantu spawania ac mig pulse, opracowanego przez japońską firmę otc daihen i określono właściwości uzyskanych połączeń oraz ich zastosowanie do łączenia cienkich blach stalowych z nowoczesnymi powłokami w przemyśle samochodowym. abstract the analysis of technological conditions of welding of zinc-coated plate using modern, innovative technique has been presented. technological investigation of ac mig pulse welding technique, developed by japanese company otc daihen has been carried out (mag welding using variable polarity). the properties of welded joints has been presented and possibilities of application of this method in automotive industry has also been discussed. wstęp opracowanie nowych rozwiązań w zakresie zaawansowanych układów sterowania urządzeń spawalniczych umożliwiło wprowadzenie wariantów spawania mig/mag, które odpowiadają na zapotrzebowanie przemysłu samochodowego. zastosowanie metod niskoenergetycznych, takich jak cmt lub coldarc, umożliwia zmniejszenie odkształceń spawanych elementów stalowych, ograniczenie rozprysku oraz znaczną poprawę estetyki złącza. najnowszym osiągnięciem w zakresie niskoenergetycznych metod spawania elektrodą topliwą jest zastosowanie prądu pulsującego o zmiennej biegunowości. materiały i urządzenia zastosowane do badań badania technologiczne procesu spawania prądem ze zmienną biegunowością wykonano na stanowisku zmechanizowanym. do badań technologicznych zastosowano urządzenie dw 300 firmy otc daihen (rys. 1). wykorzystano drut elektrodowy pn-en iso 14341-ag3si1 o średnicy 1,0 i 1,2 mm. gaz osłonowy stanowiła mieszanka pn-en iso 14175 -m21-arc-18. podczas prób stosowano natężenie przepływu gazu osłonowego wynoszące 12 l/min. prace obejmowały przeprowadzenie prób technologicznych spawania złączy zakładkowych, doczołowych i teowych z różnorodnych stali z powłokami cynkowymi i cynkowo-żelaznymi o grubości 2,5÷12 µm, nanoszonymi zarówno w sposób zanurzeniowy, jak i galwaniczny, powszechnie stosowanymi w przemyśle samochodowym [1]. do badań zastosowano 50 przegląd spawalnictwa 2/2012 następujące stale: hx 420 lad z 100 mbo, h340 lad zf 100 rbo, hx 260 lad z140 mbo, cpw 800 z100 mbo, hc 220y+ze50/50 ao, dx53d zf 100 rbo, dx52d z100 mbo, dc04+ze 25/25 ao, hct600x zf100 rbo [3, 4]. wyniki badań w pierwszym etapie badań zarejestrowano przebiegi czasowe natężenia prądu i napięcia łuku w czasie spawania (rys. 2). do tego celu zastosowano nowopracowany w instytucie spawalnictwa, w ramach pracy badawczej, system monitorowania parametrów elektrycznych procesu spawania [2]. z rysunku 2 wynika, że natężenie prądu i napięcie łuku zmieniają swoją biegunowość podczas spawania. badania technologiczne wykazały, że istnieje możliwość regulacji udziału składowej zmiennej w przebiegu prądu spawania (regulacja tzw. parametru en ratio), a zarazem wpływania na przebieg procesu i właściwości złączy. podczas spawania oceniano stabilność procesu, a wykonane złącza poddawano badaniom wizualnym. jako kryterium poprawności wyboru parametrów i warunków spawania zastosowano poziom jakości b (z wyjątkiem wysokości nadlewu lica i wycieku w grani, dla których przyjęto poziom jakości c) wg pn-en iso 5817. kolejnym kryterium było jak najmniejsze uszkodzenie warstwy cynku. zbadano także wpływ udziału składowej ujemnej w przebiegu prądu spawania na proces spawania i jakość połączeń. stwierdzono, że przy najmniejszym udziale składowej ujemnej głębokość wtopienia i stopień uszkodzenia warstwy ochronnej są najmniejsze. na rysunkach 3÷5 przedstawiono wybrane połączenia od strony lica i grani oraz ich makrostrukturę. rys. 1. urządzenie do spawania dw 300 firmy otc daihen fig. 1. welding device dw 300 otc daihen rys. 2. przebieg zmian napięcia i natężenia prądu podczas spawania blachy z powłoką cynkową fig. 2. current and voltage chart during welding of zinc coated steel rys. 3. widok oraz makrostruktura złącza doczołowego wykonanego na i ze stali hx 420 lad z 100 mbo grubości 3 mm; a – widok od strony lica spoiny, b – widok od strony grani. trawienie oddczynnnikeim adlera, powiększenie 5,5x fig. 3. view and macrostructure of 3 mm thick hx 420 lad z 100 mbo butt weld, a – view of the weld face, b – view of the weld root, etching by adler, magn. 5,5x rys. 4. widok oraz makrostruktura złącza zakładkowego ze stali hx 260 lad z140 mbo grubości 0,8 mm; a – widok od strony lica spoiny, b – widok od strony grani. trawienie odczynikiem adlera, powiększenie 12,5x fig. 4. view and macrostructure of 0,8 mm thick hx 260 lad z 140 mbo butt weld, a – view of the weld face, b – view of the weld root, etching by adler, magn. 12,5x rys. 5. widok oraz makrostruktura złącza teowego ze stali hct600x zf 100 rbo grubości 2 mm; widok od strony lica. trawienie odczynnikiem adlera, powiększenie 3,5x fig. 5. view and macrostructure of 2 mm thick hct600x zf 100 rbo t-joint, view of the weld face, etching by adler, magn. 3,5x n ap ię ci e łu ku s pa w an ia , v n at ęż en ie p rą du s pa w an ia , a a) b) a) b) 51przegląd spawalnictwa 2/2012 podsumowanie badania technologiczne, wizualne oraz metalograficzne makroskopowe wykazały, że proces spawania elektrodą topliwą ze zmienną biegunowością prądu i napięcia, realizowany za pomocą urządzenia dw 300 firmy otc daihen, może być stosowany do spawania cienkich blach stalowych niestopowych i niskostopowych z powłokami cynkowymi i cynkowożelaznymi nanoszonymi zarówno w sposób zanurzeniowy, jak i galwaniczny. proces spawania przebiega mniej stabilnie niż tradycyjne spawanie metodą mag i jest głośniejszy. złącza spawane charakteryzują się dobrą jakością i estetyką oraz są wolne od rozprysku. uszkodzenie warstwy cynku jest również nieznaczne. urządzenie oferuje dość szerokie możliwości – oprócz podstawowych parametrów spawania zapewnia również możliwość regulowania ilości wprowadzonego ciepła i napięcia łuku dzięki zmianom udziału składowej ujemnej w przebiegu prądu spawania, umożliwiając wykonywanie złączy spawanych doczołowych, zakładkowych i teowych blach o grubościach od 0,8 mm z różnymi powłokami ochronnymi. należy jednak pamiętać o tym, że im mniejsza grubość blachy, tym węższe są literatura [1] matusiak j., pfeifer t., wyciślik j. , kiszka a.: analiza wpływu warunków technologicznych innowacyjnych technik spajania różnych materiałów konstrukcyjnych z nowoczesnymi powłokami ochronnymi na stan środowiska pracy. praca badawcza instytutu spawalnictwa nr ma-34, gliwice 2011. [2] szubert l., skoczewski p, welcel m.: system rejestracji parametrów elektrycznych procesu spawania dla wielu stanowisk produkcyjnych. praca badawcza instytutu spawalnictwa nr fc-89, gliwice 2010. przedziały poszczególnych parametrów spawania zapewniających uzyskanie dobrej jakości i estetyki. spawać można również elementy o większej grubości (3, 4 mm), ale wtedy proces pod względem ilości wprowadzonego ciepła jest podobny do tradycyjnego spawania metodą mag. badania wykazały, że na przebieg procesu łączenia nie wpływa gatunek spawanego materiału, lecz jedynie jego grubość i rodzaj powłoki. obserwacje procesu spawania i badania wizualne wykazały, że najtrudniej spawa się elementy zabezpieczone powłoką cynkową z140 (grubość powłoki 7÷12 µm), a najłatwiej zabezpieczone powłoką cynkową o grubości 5÷12 µm, zawierającą domieszkę ok. 10% fe, typu zf 100. wynika z tego, że im większa grubość i gęstość powłoki cynkowej, tym gorsze warunki spawania, a uszkodzenie warstwy cynku większe. trudniej dobrać jest parametry spawania, a przedziały parametrów zapewniających uzyskanie połączeń o dobrej jakości i estetyce stają się bardzo wąskie. wprowadzenie do powłoki cynkowej dodatku żelaza znacznie poprawia przebieg procesu, jego stabilność oraz jakość uzyskanych połączeń. [3] pn-en 10346 wyroby płaskie stalowe powlekane ogniowo w sposób ciągły. warunki techniczne dostawy. [4] pn-en 10 152 wyroby płaskie stalowe walcowane na zimno ocynkowane elektrolitycznie do obróbki plastycznej na zimno. warunki techniczne dostawy. w następnym numerze tomasz urbański węzeł hybrydowy – prognozowanie odkształceń spawalniczych panelu i-core na podstawie planowanie eksperymentu dwuwartościowego marian gwóźdź, tomasz michałowski elementy niezawodności stalowych spawanych zbiorników na ciecze i gazy płynne elżbieta jankowska spawanie stali – narażenie na cząstki zawarte w dymach spawalniczych mirosław łomozik, adam pilarczyk tpf wer. 3,0 do tworzenia wykresów przemian fazowych austenitu w stalach w warunkach spawalniczych ctpc-s bernard wichtowski, marek wichtowski normowe wymagania wykonawcze i spawalnicze w konstrukcjach budowlanych i jakość spoin w badaniach ndt 201205_pspaw.pdf 2 przegląd spawalnictwa 5/2012 aneta ziewiec krzysztof pańcikiewicz edmund tasak pękanie spoin w stali 7crmovtib10-10 (t24) w czasie spawania, uruchamiania i eksploatacji bloków energetycznych cracking in the welds metal  of 7crmovtib10-10 (t24) steel during welding,  commissioning and exploitation of power units dr inż. aneta ziewiec, mgr inż. krzysztof pańcikiewicz, prof. dr hab. inż. edmund tasak – agh akademia górniczo-hutnicza, kraków. streszczenie w artykule przedstawiono wyniki badań przyczyn pękania spoin ze stali 7crmovtib10-10 stosowanej na ściany szczelne kotłów energetycznych odpornych na parametry nadkrytyczne. ustalono, że pęknięcia powstają w procesie automatycznego spawania łukiem krytym ścian w wytwórni oraz w procesie montażu na budowie, rozruchu i w czasie eksploatacji kotła. przedstawiono mechanizm pękania spoin na poszczególnych etapach procesu produkcyjnego oraz sposoby unikania pęknięć w czasie spawania łukiem krytym. uniknięcie pęknięć powstałych w wyniku siarczkowej korozji naprężeniowej (ssc) i pęknięć powstających w czasie eksploatacji jest możliwe dzięki wysokotemperaturowej obróbce cieplnej spoin. żadne inne sposoby nie gwarantują bezawaryjnej pracy kotłów na parametry nadkrytyczne. abstract the paper presents the results of the research into the reasons of cracking in the welds metal of 7crmovtib10-10 steel used in boilers’ membrane walls in supercritical conditions. cracks are formed at three stages: in the welding of membrane walls in a production plant, during the site assembly process, and finally while commissioning and exploitation of the power plant boiler. the mechanism of cracking and the ways of avoiding cracks during workshop welding were presented. the research shows it is possible to avoid cracks caused by sulfide stress corrosion cracking (scc) and cracks formed during exploitation after high-temperature heat treatment of welds. any other methods do not guarantee failure-free exploitation of supercritical power plant boilers. wstęp zwiększanie efektywności wytwarzania energii elektrycznej jest jedną z praktycznych dróg do rozwiązania problemów związanych z jej niedoborem. bezpośrednim podejściem do poprawy wydajności jest zwiększenie temperatury systemów wytwarzania energii oraz ciśnienia pary do warunków nadkrytycznych. pozwala to nie tylko na zwiększenie sprawności bloków energetycznych, ale również wymiernie przyczynia się do zmniejszenia emisji szkodliwych zanieczyszczeń do atmosfery. wymaga to jednak stosowania nowych materiałów, które będą mogły pracować w takich warunkach. przykładem takiego materiału może być stosowana na ściany szczelne kotłów bainityczna stal 7crmovtib10-10, znana również jako t/p24. stal ta powstała przez modyfikację składu chemicznego klasycznej stali 10crmo9-10 (t/p22) [1]. stal dostarczana jest po normalizowaniu i odpuszczaniu, lub w przypadku elementów grubościennych po ulepszaniu cieplnym. chłodzenie elementów cienkościennych na powietrzu po austenityzacji 3przegląd spawalnictwa 5/2012 z temperatury 1000±20°c umożliwia otrzymanie struktury martenzytyczno-bainitycznej lub bainitycznej. wysokie odpuszczanie w temperaturze 750±20°c pozwala uzyskać materiał o twardości nieprzekraczającej 250 hv10 i umownej granicy plastyczności re nie niższej niż 430 mpa [2]. stal ta charakteryzuje się wysoką czasową wytrzymałością na pełzanie, niewiele ustępującą odporności na pełzanie wysokochromowej stali t/p91 [3]. badania wykazały jednak, że złącza spawane nie spełniają wymagań normy, tzn. wytrzymałość na rozciąganie próbek wyciętych wzdłuż spoiny jest wyższa, a udarność niższa od wartości określonych w normie [4÷6]. wysoka wytrzymałość i niska udarność sprawiają, że w procesie wytwarzania szczelnych ścian kotłów spotyka się pęknięcia w złączach spawanych powstające zarówno w czasie spawania automatycznego łukiem krytym w wytwórni, jak i w czasie montażu na budowie i uruchamiania kotła [7÷10]. celem badań jest wyjaśnienie mechanizmu pękania złączy spawanych i podanie możliwych sposobów zapobiegania pękaniu oraz odpowiedź na pytanie, czy ściany ze stali bainitycznej 7crmovtib10-10 zapewniają bezpieczną pracę kotła o parametrach nadkrytycznych. pękanie spoin wykonanych łukiem krytym w czasie wytwarzania ścian szczelnych w procesie automatycznego spawania łukiem krytym pod topnikiem rury z płaskownikiem ze stali bainitycznej 7crmovtib10-10 (t24) występują poprzeczne pęknięcia spoin. pęknięcia te stwierdza się zwykle po pewnym czasie od zakończenia spawania. pęknięcia te występują zarówno w pierwszym ściegu jak również spotyka się przypadki pęknięć przez obydwa ściegi [7, 11]. badania powierzchni przełomu wykazały, że pęknięcia mają charakter kruchy międzykrystaliczny (rys. 1). na powierzchni przełomu można wyróżnić obszary pęknięć kruchych zimnych oraz pęknięcia przebiegające po granicach krystalitów wzdłuż osi spoiny, mające cechy pęknięć gorących. o występowaniu pęknięć gorących świadczą zgłady poprzeczne wykonane w pobliżu pęknięcia zimnego, na których stwierdzono obecność pęknięć gorących w osi spoiny [7]. wcześniejsze badania wykazały, że jednym z czynników zwiększających skłonność do pęknięć gorących jest wodór [7, 11, 12]. w pracach tych przedstawiono również istotne różnice w charakterze międzykrystalicznych przełomów pęknięć gorących i zimnych spowodowanych obecnością wodoru. istotnym czynnikiem zwiększającym skłonność do pęknięć gorących jest bor, który znacznie obniża zakres kruchości wysokotemperaturowej. badania skłonności do pęknięć gorących stali 7crmovtib10-10 wykazały, że zakres kruchości wysokotemperaturowej w warunkach przyłożenia odkształceń zewnętrznych dla tej stali wynosi 190oc i krzepnięcie spoin kończy się w temperaturze 1223oc [13]. przy tak niskiej temperaturze występują już znaczne odkształcenia, które wywołują pękanie gorące. na podstawie wykonanych badań można przedstawić mechanizm pękania poprzecznego zwłocznego spoin w stali 7crmovtib10-10, pokazany na rysunku 2. nadmierna zawartość wodoru w stopiwie wywołuje pęknięcia gorące w osi spoiny [7, 11, 12]. do powstałych pęknięć dyfunduje wodór. po ostudzeniu spoiny duża zawartość wodoru w spoinie w obecności rozciągających naprężeń wzdłużnych powoduje pękanie zwłoczne zimne. pęknięcia rozwijają się tylko w spoinie i w strefie wpływu ciepła pierwszego ściegu lub w przypadku dużych naprężeń rozciągających przechodzą do drugiej spoiny. pęknięcia powstające w czasie spawania ścian szczelnych można wyeliminować przez: dobór optymalnych parametrów spawania, podgrzewanie osuszające krawędzi do temperatury min. 90oc, dokładne wysuszenie topnika, zmniejszenie szybkości chłodzenia po spawaniu za pomocą ceramicznych mat izolacyjnych. rys. 1. międzykrystaliczny widok powierzchni pęknięcia poprzecznego fig. 1. intercrystaline shape of transverse crack surface rys. 2. schemat mechanizmu pękania zwłocznego spoin w stali 7crmovtib10-10 fig. 2. scheme of hydrogen cracking of welds in the 7crmovtib10-10 steel 4 przegląd spawalnictwa 5/2012 pękanie spoin w czasie prac montażowych na budowie bloku oraz w czasie próby ciśnieniowej w procesie wytwarzania ścian szczelnych kotłów ze stali 7crmovtib10-10 zdarzają się przypadki nieszczelności instalacji ujawniające się najczęściej w próbie ciśnieniowej. wcześniejsza kontrola złączy spawanych po ich wykonaniu nie wykazuje niezgodności spawalniczych. w przypadku ujawnienia pęknięć fragmenty ścian z nieszczelnościami są naprawiane metodą wycinana i spawania. powoduje to niekiedy powstanie dodatkowych niezgodności oraz wprowadza znaczny stan naprężeń powodujący powstanie następnych pęknięć. przykład pęknięcia złącza doczołowego, którego obecność stwierdzono po próbie ciśnieniowej w czasie rozruchu bloku, pokazano na rysunku 3. po stronie zewnętrznej pęknięcie miało długość 20 mm. złącze było wykonane metodą gtaw. aby określić wygląd i przyczynę powstania pęknięcia, złącze odcięto z rury wzdłuż linii zaznaczonych na rysunku 3 i dołamano. wygląd powierzchni dołamanego złącza pokazano na rysunku 4, gdzie zaznaczono również kontur pełnego pęknięcia (kształt eliptyczny). powierzchnia pęknięcia jest silnie skorodowana, gdyż badanie wykonano po dłuższym czasie od powstania nieszczelności. analizując powierzchnię pęknięcia przy powiększeniu 16x, zauważono charakterystyczne linie i prążki wskazujące na kierunki rozchodzenia się pęknięcia. rysunek 5 przedstawia powierzchnię pęknięcia zimnego, rozwijającego się od grani spoiny w kierunku lica i poprzez swc do materiału rury. pękanie zachodzi wg mechanizmu kruchego transkrystalicznego. dowodem na stopniowy rozwój pęknięcia są prążki podobne do prążków zmęczeniowych. taki charakter powierzchni mają pęknięcia zimne zwłoczne [7, 11, 12]. powierzchnię pęknięcia w spoinie z widocznymi prążkami pokazano na rysunku 6. rys. 3. wycinek ściany szczelnej z pęknięciem poprzecznym spoiny ujawnionym w badaniach magnetyczno-proszkowych fig. 3. section of boilers’ membrane wall with transverse cracking disclosed in magnetic-particle testing rys. 4. powierzchnia pęknięcia po dołamaniu złącza. pęknięcie o kształcie eliptycznym fig. 4. the fracture after cracking of weld. the eliptic shape of the cracking rys. 5. powierzchnia pęknięcia zimnego w materiale rodzimym rury (poza spoiną). strzałkami zaznaczono kierunki rozwoju pęknięcia fig. 5. surface of cold cracking in base material (outside of weld). the arrows shows the crack propagation directions rys. 6. charakterystyczne prążki świadczące o stopniowym rozwoju pęknięcia zimnego fig. 6. characteristic fracture with gradual development of cold cracking rys. 7. najbardziej prawdopodobne miejsca rozpoczęcia pękania w grani spoiny (obszar krateru): a – mikropęknięcia w kraterze, tzw. „pajączki”, b – mikropęknięcie gorące przebiegające w spoinie graniowej na głębokość poniżej 0,15 mm fig. 7. the most probable place of cracking beginning in the root of the weld (crater pipe): a – microcracks in crater pipe, b – hot microcracks in the back weld below 0.15 mm 5przegląd spawalnictwa 5/2012 szczegółowa analiza najbardziej prawdopodobnego miejsca rozpoczęcia pękania w rejonie grani ujawniła obecność niezgodności spawalniczych w postaci mikropęknięć gorących o rozgałęzionym charakterze i głębokości poniżej 0,15 mm, nazywanych w żargonie spawalniczym „pajączkami” (rys. 7). są to typowe mikropęknięcia gorące występujące w kraterze spoiny. ich wielkość jest jednak poza zdolnością rozdzielczą urządzeń kontrolnych określających jakość spoin. na podstawie przeprowadzonych badań można przedstawić mechanizm powstawania pęknięć poprzecznych spoin doczołowych ujawnionych w procesie uruchamiania bloku. drobne dopuszczalne niezgodności spawalnicze o wielkości poniżej zdolności rozdzielczej urządzeń kontrolnych (nierówności w grani, przyklejenia, mikropęknięcia w kraterze) mogą być miejscami, z których rozpoczyna się pękanie opóźnione, wywołane obecnością wodoru i naprężeń. źródłem wodoru w tym przypadku nie są procesy spawania, ale proces trawienia rur przed uruchomieniem bloku. w mediach trawiących znajdują się cyjanki i kwasy, m.in. kwas fluorowowodorowy (hf). związki te, reagując z żelazem i wodorem: dają h2s i hcn, wywołują korozję naprężeniową siarczkową (ssc) zgodnie z reakcją: 2hf + fe ← fef2 + 2h nascn + 3h ← h2s + hcn obecność naprężeń rozciągających i wodoru lub siarkowodoru powoduje wystąpienie korozji naprężeniowej siarczkowej (ssc) ii typu [12, 15]. pękanie ssc ii typu wystąpi, gdy twardość spoiny lub swc jest wyższa od 250 hv, poziom naprężeń większy od naprężenia krytycznego oraz zawartość wodoru większa od zawartości krytycznej [12, 15, 17]. obecność naprężeń rozciągających w spoinie obwodowej jest naturalna, a ich poziom wyliczony metodą mes dla spoiny wzdłużnej ze stali 7crmovtib10-10 wynosi ok. 600 mpa [13, 16]. naprężenie krytyczne konieczne do wywołania pękania zimnego dla swc stali 7crmovtib10-10 wynosi ok. 485 mpa [13, 16]. obecność wodoru w spoinie jest wynikiem procesów trawienia instalacji przed uruchomieniem kotła. czynniki te sprawiają, że są spełnione warunki do wystąpienia pęknięć zimnych wywołanych pękaniem korozyjnym. analiza wyników badań pozwala przedstawić schematycznie mechanizm pękania spoin doczołowych rur ze stali 7crmovtib10-10 pokazany na rysunku 8. miejscem rozpoczęcia pękania jest najczęściej grań spoiny, w której możliwe jest wystąpienie dopuszczalnych niezgodności spawalniczych. ponieważ spoina i swc mają strukturę bainityczną o twardości przekraczającej 250 hv, obecność rozciągających naprężeń obwodowych oraz wodoru powoduje powstanie, a następnie stopniowy rozwój pęknięcia od grani w kierunku lica spoiny oraz strefy wpływu ciepła. pęknięcie ma charakter kruchy. kierunki jego rozwoju pokazano na rysunku 5. ma ono charakter eliptyczny, ponieważ w środku grubości ścianki występuje wyższy poziom naprężeń, a zatem pęknięcie rozwija się szybciej. mechanizm jego powstawania jest taki sam jak pękania korozyjnego ssc ii typu opisanego w pracach [12, 14]. aby zminimalizować problem wystąpienia pękania korozyjnego, należy: – wykonywać spoinę graniową taką techniką, aby wewnątrz rur ograniczyć ilość nawet dopuszczalnych niezgodności spawalniczych, a szczególnie mikropęknięć w kraterach, – obrobić cieplnie złącze spawane, tak aby twardość nie przekraczała 250 hv, – ograniczyć możliwość dostawania się do materiału wodoru powstałego w wyniku trawienia wewnętrznej powierzchni rur przed oddaniem do eksploatacji. zmiany właściwości złączy spawanych w procesie obróbki cieplnej badania twardości i wytrzymałości prowadzono na złączach pachwinowych. materiałem do badań były panele ze spoinami pachwinowymi typu rura o średnicy 44,5 x 7,1 mm – płaskownik g = 6 mm, spawane drutem union s p24 pod topnikiem uv 305 (próbki a) oraz drutem s1crmo2 pod topnikiem uv 305 (próbki c). próbki wytrzymałościowe o średnicy 5 mm wycięto wzdłuż spoiny pachwinowej. twardość badano w spoinie oraz w swc materiału rury i płaskownika. próbki wytrzymałościowe oraz próbki do badań twardości poddano obróbce cieplnej w temperaturze 500, 650, 700, 720 i 740oc przez 1 h, a w temperaturze 700, 720 i 740oc także przez 0,5 h. wyniki badań przedstawiono w pracy [19]. rys. 8. mechanizm pękania korozyjnego ssc spoin doczołowych fig. 8. ssc corrosion crack mechanism in the butt weld 6 przegląd spawalnictwa 5/2012 badania wykazały, że po spawaniu spoiny wykonane zarówno spoiwem union s p24, jak i union s1crmo2 mają twardość w granicach 320÷340 hv10, przy czym rodzaj użytego spoiwa nie wpływa istotnie na twardość spoiny. w swc zarówno twardości rury, jak i płaskownika twardość po spawaniu przekracza 350 hv10. obróbka cieplna do temperatury 650oc powoduje wzrost twardości spoiny i swc do poziomu ok. 380 hv10. wyżarzanie w temperaturze 700oc przez 0,5 h nie gwarantuje dla wszystkich złączy spawanych obniżenia twardości poniżej 350 hv10. dopiero obróbka w temperaturze 720oc przez 0,5 h zapewnia obniżenie, twardości poniżej określonego poziomu. wzrost twardości spoiny w czasie obróbki cieplnej, zgodnie z oczekiwaniem, powoduje wzrost granicy plastyczności i wytrzymałości na rozciąganie. po spawaniu granica plastyczności jest wysoka; dla spoin wykonanych spoiwem union s p24 wynosi 880 mpa, natomiast dla spoiny wykonanej spoiwem union s1crmo2 ok. 760 mpa. wyżarzanie w temperaturze 500 i 650oc powoduje wzrost granicy plastyczności do wartości ponad 1070 mpa i wytrzymałości na rozciąganie ponad 1119 mpa. rodzaj spoiwa nie ma większego wpływu na uzyskane wartości granicy plastyczności i wytrzymałości spoin wyżarzonych w temperaturze 650oc. jest to wynikiem małego (ok. 30%) udziału materiału dodatkowego w spoinie. po wyżarzeniu w temperaturze 740oc przez 1 h granica plastyczności spoiny wykonanej spoiwem union s p24 obniża się do 790 mpa, natomiast spoiny wykonanej spoiwem s1crmo2 – do 750 mpa. zmiana właściwości wytrzymałościowych wiąże się oczywiście ze zmianą właściwości plastycznych. praca łamania próbek o grubości 5 mm wyciętych ze spoin po obróbce cieplnej w temperaturze 650oc niezależnie od metody spawania jest bardzo niska: 12 j dla metody 141 i 5 j dla metody 121. maksymalny wzrost twardości, granicy plastyczności i wytrzymałości oraz spadek wydłużenia i udarności po obróbce cieplnej w temperaturze 650oc jest wynikiem utwardzenia wydzieleniowego. przyczyny pękania spoin w czasie eksploatacji kotła przedstawione wyniki badań wskazują, że złącza spawane mają wysokie właściwości wytrzymałościowe i niskie właściwości plastyczne. stosując parametr larsena-millera hp można wyliczyć, że obróbka cieplna w temperaturze 650oc przez 1 h jest równoważna obróbce cieplnej w temperaturze 550oc przez 7180 h (1 rok = 8760 h), a obróbka cieplna w temperaturze 650oc przez 24 h odpowiada obróbce cieplnej w temp. 550oc przez 9500 h prowadząc zatem obróbkę cieplną w wyższej temperaturze, można prognozować właściwości podczas eksploatacji w temperaturze niższej. należy pamiętać, że jest to duże uproszczenie, bowiem przy obliczeniach nie uwzględnia się procesu pełzania. prognozowanie właściwości w oparciu o parametr hollomona-jaffe wskazuje na wzrost właściwości wytrzymałościowych i spadek właściwości plastycznych przez ponad 1000 h wyżarzania. dalsze prognozowanie wskazuje, że przez prawie 10 000 h właściwości plastyczne nie są gorsze niż bezpośrednio po spawaniu [19]. prognozy te potwierdzono w badaniach na próbkach po długotrwałym wyżarzaniu. wykazano, że po 500 h wyżarzania w temperaturze 550oc twardość z 385 hv10 wzrosła do 400 hv10, a praca łamania spadła z 40 j do poniżej 10 j [18]. wynika z tego, że przez pierwszy okres eksploatacji złącza spawane nie ulegają odpuszczeniu, a wręcz przeciwnie „utwardzają się” i zwiększają swoją kruchość. duża granica plastyczności nie pozwala na relaksację naprężeń i wysokie naprężenia spawalnicze sumują się z naprężeniami eksploatacyjnymi. przy tak wysokim poziomie naprężeń nawet niewielka ilość wodoru prowadzi do pękania wodorowego zwłocznego. źródłem wodoru w czasie eksploatacji kotła może być utlenianie stali w parze wodnej i tworzenie magnetytu wg reakcji: fe+h2o feo + h2 3fe+4h2o fe3o4 + 4h2 3feo + h2o 1/4fe3o4 + h2 fe + h2o + 1/2o2 feo(oh) + 1/2h2 wynika z tego, że złącza spawane ze stali bainitycznej będą pękały w czasie eksploatacji, gdyż są spełnione warunki do powstania pęknięć zimnych zwłocznych, tj. wysoki poziom naprężeń, obecność wodoru i twardość wyższa niż dopuszczalna dla pękania wodorowego 250 hv. wniosek stal bainityczna 7crmovtib10-10 (t-24) bez obróbki cieplnej złączy spawanych nie nadaje się do budowy ścian szczelnych kotłów i należy zrobić wszystko, aby w budowanych i planowanych elektrowniach polskich nie wystąpił taki problem z ich uruchomieniem, jak w innych krajach. ← ← ← ← 7przegląd spawalnictwa 5/2012 literatura [1] brózda j.: stale żarowytrzymałe nowej generacji, ich spawalność i właściwości złączy spawanych. część i. cel stosowania stali żarowytrzymałych nowej generacji, ich charakterystyka i wynikające właściwości, biuletyn instytutu spawalnictwa nr 1/2004 s. 41-49. [2] pn-en 10216-2+a2:2009, rury stalowe bez szwu do zastosowań ciśnieniowych – warunki techniczne dostawy – część 2: rury ze stali niestopowych i stopowych z określonymi właściwościami w temperaturze podwyższonej. [3] bendick w., gabrel j., hahn b., vandenberghe b.: new low alloy heat resistant ferritic steels t/p23 and t/p24 for power plant application, international journal of pressure vessels and piping, 84/2007, s. 13-20. [4] tasak e, ziewiec a., parzych s.: wpływ obróbki cieplnej na właściwości złączy spawanych wykonanych łukiem krytym i metodą gtaw w stali 7crmovtib10-10, materiały ii konferencji spawalniczej powerwelding 2011, kroczyce ostaniec wrzesień 2011, s. 179-188. [5] m. zeman, m. łomozik, j. brózda: problemy spawania stali t24 przeznaczonej na ściany szczelne kotłów energetycznych, biuletyn instytutu spawalnictwa, 5/2011, s. 25-31. [6] p. nevasmaa, a. laukknaen: procedure for the prevention of hydrogen cracking in multipass weld metal with emphasis on the assessment of cracking risk in 2.25cr-1mo-0.25v-tib (t24) boiler steel. document ix-2131-04 for the 57th annual assembly of the international institute of welding (iiw), osaka 2004. [7] tasak e., ziewiec a., adamiec j.: rola wodoru w procesie pękania spoin – nowe spojrzenie, biuletyn instytutu spawalnictwa w gliwicach 2008, 5/2008, s. 138-145. [8] tasak e., adamiec j., ziewiec a.: pękanie złączy spawanych stali bainitycznej w gatunku 7crmovtib10-10 (t24), materiały xvi międzynarodowej konferencji „spawanie w energetyce”, opole – jarnołtówek 2008, s. 55-62. [9] adamiec j.: produkcja paneli ścian szczelnych kotłów z nowej bainitycznej stali 7crmovtib10-10, spajanie metali i tworzyw w praktyce, 2/2008, s. 14-18. [10] adamiec j., więcek m., gawrysiuk w.: doświadczenia przy spawaniu łukiem krytym paneli ścian szczelnych kotłów z bainitycznej stali 7crmovtib10-10, materiały xvii międzynarodowej konferencji „spawanie w energetyce”, opole-turawa 2010, s. 30-41. [11] tasak e., ziewiec a., adamiec j.: wpływ wodoru na pękanie spoin w stalach bainitycznych i mikrostopowych. hutnikwiadomości hutnicze 2008, t. 75 4, s. 170-176. [12] tasak e., ziewiec a.: spawalność materiałów konstrukcyjnych t. 1 spawalność stali, jak kraków 2009. [13] tasak e.: raport projektu celowego nr 6 zr7 2008c/07087 „opracowanie i wdrożenie technologii spawania nowej stali bainitycznej t/p24 (7crmovtib10-10) przeznaczonej na elementy kotłów” agh kraków 2010 (niepublikowany). [14] ziewiec a. tasak e.: pękanie zbiorników i cystern eksploatowanych w wilgotnym gazie lpg zanieczyszczonym siarkowodorem. przegląd spawalnictwa nr 11/2009, s. 63-68. [15] ziewiec a., tasak e.: pękanie stali i spoin eksploatowanych w atmosferze wilgotnego siarkowodoru i wodoru w podwyższonych temperaturach, hutnik-wiadomości hutnicze 2009, t. 76, s. 804-813. [16] ziewiec a., parzych s., tasak e.: skłonność do pęknięć zimnych stali bainitycznej stosowanej do pracy w podwyższonych temperaturach, hutnik-wiadomości hutnicze 2011, t. 78, nr 12, s. 978-981. [17] norma pn-en iso 15156-2:2008: przemysł naftowy, petrochemiczny i gazowniczy. materiały stosowane przy wydobyciu ropy i gazu w środowisku zawierającym h2s. część 2: stale niestopowe i niskostopowe odporne na pękanie oraz stosowanie żeliw. [18] mohyla p., foldyna v.: improvement of reliability and creep resistance in advanced low-alloy steels, materials science and engineering a, 2009, vol. 510-511, s. 234-237. [19] pańcikiewicz k., tasak e. ziewiec a.: charakter pękania i właściwości spoin wykonanych łukiem krytym w stali 7crmovtib10-10 przegląd spawalnictwa 4/2012. badania wykonano w ramach pracy statutowej przeglad welding technology review www.pspaw.ps.pl 201202_pspaw.pdf 3przegląd spawalnictwa 2/2012 jacek słania sławomir chomiuk robert dadak plan spawania dla konstrukcji uzupełniającej – trawersy the welding plan for complementary construction  – traverse dr hab. inż. jacek słania, prof. is – politechnika częstochowska, mgr inż. sławomir chomiuk, mgr inż. robert dadak – energomontaż południe, katowice. streszczenie w artykule przedstawiono etapy produkcji, inspekcji i kontroli przy spawaniu elementu pomocniczego, jakim jest trawersa. zaprezentowano wymagania dla zakładu, personelu spawalniczego, personelu kontroli i badań oraz procesu spawania. przedstawiono proces spawania, kolejność spawania poszczególnych elementów, wymagania dotyczące jakości złączy spawanych, zakres badań nieniszczących oraz wymagane dokumenty odbiorowe. abstract there were the stages of production, inspection and control at welding the complementary element – traverse. the requirements for the plant, welding and control personnel were presented. the welding process, sequence of welding certain elements, quality requirements on welds, non-destructive testing range and required acceptance documents were described in the article. wstęp plany spawania są wymagane i stosowane przy wykonawstwie konstrukcji spawanych w różnych gałęziach przemysłu [1÷9]. prezentowany plan spawania dotyczy wykonania konstrukcji uzupełniającej – trawersy dla elektrowni gkm mannheim (rys. 1). trawersa jest elementem konstrukcji budynku kotła. służy do wciągania ścian, stropu, ścian szczelnych kotła oraz zawieszeń. jest zamocowana na konstrukcji kotła i nie jest jej integralną częścią. po zakończeniu montażu jest demontowana i rozbierana. materiały zastosowane do jej budowy to blachy o grubościach 30 i 80 mm, rury o średnicy 273 x 20 mm, kątowniki l160 x 15 mm, wykonane z s355j2+n. etapy produkcji, inspekcji, kontroli dopuszczenia zakładu wykonawca zleconej konstrukcji musi posiadać dopuszczenie jako zakład spawalniczy wg din 18800-7 klasa d lub e oraz en iso 3834-2. technologie spawania podstawą dopuszczenia zakładu do spawania są ważne kwalifikacje technologii spawania potwierdzone przez wpqr-y dla metody 135 (mag), materiału podstawowego, pozycji spawania oraz materiału dodatkowego. rys. 1. trawersa fig. 1. traverse 4 przegląd spawalnictwa 2/2012 nadzór spawalniczy nadzór spawalniczy musi być stale obecny na miejscu spawania oraz spełniać określone warunki wg din en iso 3834 oraz din en iso 14731. uprawnienia spawaczy spawacze muszą mieć ważne świadectwa egzaminu kwalifikacyjnego spawacza wg pn-en 287-1 dla metody 135, materiału podstawowego, pozycji spawania oraz grubości spawanych materiałów. każdy spawacz przed przystąpieniem do prac musi przejść pozytywnie próby spawania dla złącza doczołowego i teowego ze spoiną pachwinową. próbki należy poddać badaniom. złącze teowe ze spoiną pachwinową metodami vt i mt, dla złączy doczołowych należy natomiast wykonać badania vt, mt, rt, badania niszczące (próbę udarności, próbę rozciągania poprzecznego złącza spawanego, próbę gięcia) oraz badania makroskopowe. wymagany poziom jakości b wg pn-en iso 5817. plany spawania przed przystąpieniem do prac spawalniczych należy przygotować plan spawania uwzględniający kolejność spawania. plan powinien zawierać takie dane jak: oznaczenia spawanych ze sobą elementów, rodzaj i grubość spoiny, gatunek i grubość materiału podstawowego, metodę spawania, rodzaj materiału dodatkowego, długość spawanego złącza, liczbę ściegów, czas spawania złącza, nr instrukcji technologicznej spawania wps, nr dopuszczenia technologii spawania wpqr, wymagany poziom jakości wg normy pn-en iso 5817, rodzaj i zakres badań nieniszczących, nr stempla spawacza, datę spawania, temperaturę podgrzewania wstępnego, rodzaj obróbki cieplnej. spawanie konstrukcji metoda spawania, materiały dodatkowe, gaz osłonowy do spawania konstrukcji zastosowano metodę 135 (mag). materiał dodatkowy dobrano wg pn-en 14341-g4si1 (din 8559: sg3), gaz osłonowy – mieszanina 82% ar + 18% co2. zastosowane materiały dodatkowe muszą mieć atest 2.2 z oznaczeniem ce oraz certyfikat vdtüv. przygotowanie do spawania krawędzie blach należy odpowiednio przygotować do spawania wg załączonych wps. muszą być one równe i równoległe względem siebie, nie mogą mieć żadnych zanieczyszczeń (rdza, farba, olej). przed spawaniem należy zabezpieczyć położenie łączonych ze sobą blach. przebieg procesu spawania do spawania blach o grubości powyżej 20 mm należy stosować podgrzewanie wstępne (100÷150ºc) za pomocą palników na propan-butan. parametry spawania dobrać wg instrukcji technologicznych spawania wps. podczas spawania należy przestrzegać temperatury międzyściegowej – maks. 250ºc. temperaturę kontrolować za pomocą pirometru lub termoindykatora kredkowego. spoiny o grubości powyżej 4 mm wykonać wielościegowo. po zakończeniu spawania należy wygrzewać element w temperaturze 150ºc przez 4 h, a następnie pozostawić do wolnego stygnięcia. szczegóły spawania trawersy przedstawiono na rysunku 2. kolejność spawania w celu poprawnego wykonania konstrukcji przedstawiono na rysunku 2 należy opracować kolejność spawania. bardzo ważne jest to, aby jej przestrzegać, gdyż niedopuszczalna jest sytuacja, w wyniku której elementy nie zostaną ze sobą pospawane. wymagana kolejność montażu i składania, rodzaj spoiny: – blacha 80 mm (poz. 1011) z blachą 30 mm (poz. 1015) – 9 mm pachwinowa dwustronna; – blacha 80 mm (poz. 1012) z rurą ø273x20 (poz. 1002) – 10 mm pachwinowa obwodowa; rys. 2. szczegóły spawania trawersy fig. 2. traverse welding details 5przegląd spawalnictwa 2/2012 – blacha 30 mm (poz. 3) z blachą 80 mm (poz. 1011; 1012) – 20 mm 1/2v teowe, spoina czołowa z płaskim licem; – blacha 30 mm (poz. 1007) z blachą 80 mm (poz. 1011; 1012) – 20 mm 1/2v teowe, spoina czołowa z płaskim licem; – blacha 30 mm (poz. 1014) z blachą 30 mm (poz. 3; 1007) – 6 mm pachwinowa obwodowa; – blacha 30 mm (poz. 1014) z blachą 80 mm (poz. 1011; 1012) – 6 mm pachwinowa obwodowa; – blacha 30 mm (poz. 1016) z blachą 80 mm (poz. 1012; 1013) – 11 mm pachwinowa dwustronna; – blacha 30 mm (poz. 1017) z blachą 80 mm (poz. 1012) – 8 mm pachwinowa dwustronna; – blacha 30 mm (poz. 1017) z blachą 30 mm (poz. 1016) – 8 mm pachwinowa dwustronna; – blacha 30 mm (poz. 1017) z blachą 80 mm (poz. 1013a) – 8 mm pachwinowa dwustronna; – blacha 30 mm (poz. 1008) z blachą 80 mm (poz. 3a; 1012; 1013a) – 13 mm pachwinowa obwodowa; – blacha 30 mm (poz. 1008) z blachą 80 mm (poz. 1007; 1012; 1013a) – 13 mm pachwinowa obwodowa; – blacha 30 mm (poz. 1016) z blachą 30 mm (poz. 1008) – 20 mm teowe, spoina czołowa 1/2v + 10 mm pachwinowa; – blacha 30 mm (poz. 1018) z blachą 30 mm (poz. 1008) – 6 mm pachwinowa dwustronna; – kątownik l160x15mm (poz. 1003) z blachą 80 mm (poz. 1011; 3a; 1007) – 6 mm pachwinowa; – kątownik l160x15mm (poz. 1003) z blachą 80 mm (poz. 1011) – 6 mm czołowa 1/2v z płaskim licem; – kątownik l160x15mm (poz. 1005) z blachą 80 mm (poz.1011; 3a; 1007) – 6 mm pachwinowa; – kątownik l160x15mm (poz.1005) z blachą 80 mm (poz. 1011) – 6 mm czołowa 1/2v z płaskim licem; – kątownik l160x15mm (poz. 1004) z blachą 80 mm (poz. 1011; 3a; 1007) – 6 mm pachwinowa; – kątownik l160x15mm (poz. 1004) z blachą 80 mm (poz. 1011) – 6 mm czołowa 1/2v z płaskim licem. badania ndt złączy spawanych zakres badań w celu potwierdzenia jakości wykonanych złączy spawanych należy przeprowadzić badania nieniszczące. zakres badań obejmuje odpowiednio: – 100% vt dla złączy doczołowych oraz teowych ze spoinami pachwinowymi; – 10% ut dla złączy doczołowych; – 10% mt dla złączy doczołowych oraz teowych ze spoinami pachwinowymi. jeżeli wynik badań złączy będzie negatywny, należy podwoić zakres kontroli. w przypadku gdy wynik będzie nadal negatywny, trzeba zwiększyć zakres kontroli do 100%. wszystkie wyniki badań należy przedstawić w formie sprawozdania. kwalifikacje personelu prowadzącego badania nieniszczące personel badawczy prowadzący zlecone badania musi posiadać uprawnienia zgodne z wymaganiami pn-en 473 stopnia 2. dokumentacja produkcyjna po zakończeniu produkcji należy przedstawić dokumentację zawierającą: – listę spawaczy wraz z kopiami certyfikatów; – wykaz materiałów dodatkowych wraz z kopiami świadectw jakości; – mapki spawania; – sprawozdania z badań vt, ut, mt; – certyfikaty personelu ndt; – instrukcje technologiczne spawania wps. literatura [1] słania j.: istota planów spawania. przegląd spawalnictwa 2/2011, s. 3-9. [2] słania j., urbańczyk p.: technologia wytwarzania oraz plan kontroli jakości gazoszczelnych ścian rurowych kotła pyłowego wytwarzanego w oparciu o normę pn-en 12952-5. przegląd spawalnictwa 12/2009, s. 19-27. [3] słania j., kwiecień l., jarosiński j.: plan spawania kotłów płomienicowo–płomieniówkowych. przegląd spawalnictwa 6/2010, s. 32-40. [4] słania j. kaczor t.: plan spawania zbiornika ciśnieniowego. przegląd spawalnictwa 4/2010, s. 9-18. [5] słania j.: plan technologiczny spawania płyty gąsienicowej. przegląd spawalnictwa 3/2010, s. 16-25. [6] słania j.: plan spawania carg płaszcza pieca obrotowego. przegląd spawalnictwa 2/2011, s. 36-41. [7] słania j., wodecki d.: plan spawania belki poprzecznej dźwigu. przegląd spawalnictwa 2/2011, s. 30-35. [8] słania j., skóra j.: plan spawania wymiennika ciepła chłodzonego powietrzem. przegląd spawalnictwa 2/2011, s. 16-22. [9] słania j.: plan spawania przy wykonywaniu napraw bieżących kotłów parowych, kotłów wodnych i stałych zbiorników ciśnieniowych. przegląd spawalnictwa 2/2011, s. 22-30. 201208_pspaw.pdf 16 przegląd spawalnictwa 8/2012 tadeusz burakowski areologia i natryskiwanie cieplne w ujęciu systemowym z uwzględnieniem zjawiska synergizmu areology and thermal spraying as functional  and physical systems with consideration of synergism phenomena prof. dr hab. inż. tadeusz burakowski – politechnika koszalińska. streszczenie podano informacje dotyczące systemu areologicznego natryskiwania cieplnego, omówiono jego istotę i odmiany, przedstawiono modele funkcjonalne i fizyczne. omówiono różnice między właściwościami elementów systemu, a właściwościami sumy elementów systemu areologicznego. zaproponowano wprowadzenie pojęcia współczynnika synergizmu do oceny jakości systemu i do kwantyfikowania właściwości systemu. podano kilka przykładów współczynnika synergizmu technologii. abstract the principles of areology system of thermal spraying on done, the essence of areological system of thermal spraying was described and the functional and physic models of areological system was presented. the difference between properties of elements system and properties of the sum of system elements was discussed. on propose to introduce the synergism of coefficient to valuation of quality of areological system and to qualification of properties system. on done some examples of synergism of coefficient of technology. wstęp inżynieria powierzchni zwana obecnie areologią jest jedyną z technik wytwarzania powstałą w zasadzie od momentu pojawienia się człowieka. wraz z rozwojem ludzkości pojawiały się kolejne techniki wytwarzania warstw powierzchniowych o właściwościach odpowiadających potrzebom człowieka. znanych jest kilka grup technologii wytwarzania warstw powierzchniowych, jedną z nich jest natryskiwanie cieplne [1]. mimo, że inżynieria powierzchni znana jest od wielu lat – nazwa ta pojawiła się dopiero w latach 70. ub.w., podczas gdy pojęcie metalizacji natryskowej – bo tak pierwotnie nazywano natryskiwanie cieplne (natryskiwano tylko metale i stopy) – znane było już pół wieku wcześniej [1]. początkowo pojęcie inżynierii powierzchni obejmowało w zasadzie tylko techniczne aspekty kształtowania warstw powierzchniowych, pojawiło się pojęcie areologii – jako dyscypliny technicznej obejmującej również naukowe aspekty kształtowania. utrwaliła się również nazwa natryskiwania cieplnego [2÷7]. nazwy areotechnika lub inżynieria powierzchni obejmują wszystkie techniki wytwarzania warstw powierzchniowych, a jedną z nich jest natryskiwania cieplne powłok – technika powstała ok. 100 lat temu, rozwijając się dynamicznie, bez niej rozwój techniki nie osiągnąłby dzisiejszego poziomu. w tablicy i podano najważniejsze etapy milowe rozwoju natryskiwania cieplnego, na rysunkach 1÷5 podział, zastosowanie i rozwój areologicznych systemów powłokowych natryskiwania cieplnego, a w tablicy ii – podstawowe dane urządzeń do natryskiwania cieplnego. na rysunku 2 – orientacyjne obszary parametrów: temperatura – prędkość cząstek materiału powłokowego, możliwych do uzyskania różnymi technikami natryskiwania cieplnego. 17przegląd spawalnictwa 8/2012 tablica i. rozwój chronologiczny najważniejszych osiągnięć związanych z natryskiwaniem cieplnym (na podstawie [1]) table i. the most important achievements of thermal spraying (acc to [1]) lata osiągnięcia miejsce 1909 m.u. schoop opracowuje pistolet natryskowy tyglowy szwajcaria 1912÷1913 m.u. schoop i in. opracowują pistolet natryskowy płomieniowy, proszkowy (1912) i drutowy (1913) szwajcaria 1914 m.u. schoop opracowuje pistolet natryskowy łukowy szwajcaria 1939÷1940 s. reinecke opracowuje pistolet natryskowy plazmowy niemcy 1955÷1956 r.m. poorman i in. nanoszą detonacyjnie cząstki na podłoże metalowe stany zjednoczone 1960 r. stetson i c. a. hauck natryskiwują plazmowo w atmosferze regulowanej stany zjednoczone 1973 e. mühlberger stosuje natryskiwanie plazmowe w próżni niemcy 1982 j. browning stosuje natryskiwanie naddźwiękowe stany zjednoczone 1985 n. papyrin opracowuje pistolet do natryskiwania cieplnego powłok na zimno zsrr rys. 1. podział, zastosowanie i rozwój areologicznych systemów powłokowych natryskiwania cieplnego fig. 1. classification, applications and development of thermal spraying areological systems tablica ii. charakterystyka sposobów natryskiwania cieplnego [3] table. ii. characteristic of thermal spraying methods [3] rodzaj urządzenia natryskowego (pierwsze zastosowanie) gaz źródła ciepła materiał powłokowy natryskiwane cząstki wydajność kg/h rodzaj temperatura oc rodzaj postać prędkość m/s rozmiar mm metal ceramika pistolet płomieniowy proszkowy (1912) acetylen, etan, tlen, wodór, propan płomień < 3160 wszystkie proszek < 50 5÷100 3÷6 1÷2 drutowy (1913) acetylen, etan, tlen, wodór, propan płomień < 3160 głównie metale drut < 200 5÷100 6÷8 pistolet łukowy (1914) łuk elektryczny ~ 4000 wyłącznie przewodzący prąd drut ~ 159 – 8÷20 pistolet plazmowy (1939 – 1940) acetylen, etan, tlen, wodór, propan plazma do 20 000 wszystkie proszek < 400 5÷100 4÷8 działo detonacyjne (1955) acetylen, etan płomień > 3200 wszystkie proszek < 1000 5÷60 3÷6 wiązka laserowa (1964) co2, tlen, hel, neodym, argon i mieszaniny wiązka fotonów > 10 000 wszystkie proszek > 1 – 1÷2 pistolet naddźwiękowy (1982) acetylen, etan, tlen, wodór, propan płomień < 3160 wszystkie proszek < 600 5÷45 4÷8 2÷4 pistolet do natryskiwania na zimno (1985) – nagrzany gaz 600÷750 prawie wszystkie proszek – – – – rys. 2. orientacyjne zakresy prędkości – temperatura cząstek, właściwe dla różnych metod natryskiwania cieplnego i kierunki zmian właściwości (głównie wg [3] i na podstawie skorygowanych danych z [4]) fig. 2. approximate values of particle velocity as a function of temperature for different thermal spraying methods and trends of the properties of coatings, based on [3, 4] źródło ciepła postać materiału powłokowego p ow ło ka na tr ys ki w an a 18 przegląd spawalnictwa 8/2012 modele funkcjonalne systemów areologicznych i natryskiwania cieplnego system areologiczny (s.a.) jest uporządkowanym wewnętrznie układem w postaci zbioru areologicznego elementów materialnych powiązanych strukturalnie ze sobą, działających wspólnie i oddziałujących na siebie, aby osiągnąć określony cel (lub cele) działania niemożliwy do osiągnięcia przez poszczególne elementy [3]. elementami sa są: rdzeń r, warstwa wierzchnia ww i powłoka p; mogą one być traktowane jako podsystemy, np. mogą uwzględniać kolejne modyfikacje ww lub rodzaj i liczbę powłok p (rys. 3). wielkościami wejściowymi są właściwości elementów oraz czynniki powodujące transformacje właściwości. w zależności od podwójnej (r + ww) lub potrójnej (r + ww + p) kompozycji elementów systemów – rozróżnia się systemy areologiczne: rdzeniowy sar i powłokowy sap (rys. 4). zależnie od sposobu wytwarzania (i materiału) powłoki rozróżnia się główne grupy areologicznych systemów powłokowych: – malarskie (powłoki niemetalowe), – galwaniczne (powłoki metalowe), rys. 3. model funkcjonalny systemu areologicznego fig. 3. functional model of areological system rys. 4. ogólny schemat systemu areologicznego [7] fig. 4. scheme of areological system [7] – pvd i cvd (powłoki metalowe i niemetalowe), – zanurzeniowe (powłoki metalowe i niemetalowe), – natryskiwane cieplnie (powłoki metalowe i niemetalowe). w systemach areologicznych natryskiwania cieplnego sanc można z kolei wyróżnić podsystemy zależne od sposobu uzyskiwania i nagrzewania cząstek materiału powłokowego (tabl. ii): – płomieniowe (w tym naddźwiękowe), – łukowe, – plazmowe, – detonacyjne, – laserowe, – uzyskiwane na zimno. funkcją sanc, podobnie jak każdego systemu, jest transformacja wielkości wejściowych (właściwości) w wyjściowe (właściwości inne lub o innych wartościach), tak aby uzyskać żądane właściwości potencjalne i/lub użytkowe systemu, przy czym główną rolę w tym systemie odgrywa powłoka. funkcją sanc jest nadanie obrabianemu elementowi żądanych właściwości podczas wytwarzania i utrzymanie w czasie użytkowania właściwości zabezpieczających element przed szkodliwym wpływem otoczenia. w związku z tym można wyróżnić systemy sanc: wytwarzany i użytkowany (eksploatowany). podczas użytkowania następuje transformacja właściwości użytkowych. modele fizyczne systemów areologicznych i natryskiwania cieplnego w modelu fizycznym rozpatruje się rzeczywiste relacje wzajemne elementów fizycznych systemów areologicznych i natryskiwania cieplnego. model fizyczny systemu areologicznego sa stanowi warstwową kompozycję różnych materiałów lub tych samych chemicznie materiałów, lecz o różnych właściwościach fizycznych, uzyskiwany w ramach procesu technologicznego wytwarzania i służy do uzyskania żądanych właściwości powierzchniowych kompozycji materiałów, przy czym właściwości sytemu zmieniają się w trakcie eksploatacji. w ogólności kompozycja warstwowa może być podwójna (r + ww) lub potrójna (r + ww + p), w szczególności ww może być wielokrotnie modyfikowana (rys. 5). rdzeń i jego warstwa wierzchnia ww tworzą podłoże dla powłoki. naniesiona na podłoże powłoka p może być wielowarstwowa: modyfikowana pm lub kompozytowa pk (rys. 6) [3]. model fizyczny systemu natryskiwania cieplnego sanc stanowi fizyczną kompozycję warstwową materiałów: podpowłoki, powłoki natryskiwanej cieplnie i ewentualnie dla systemów dupleks – jednej lub kilku powłok malarskich. 19przegląd spawalnictwa 8/2012 powłoka natryskiwana cieplnie może być również modyfikowana, np. uszczelniana laserowo (przez nadtopienie) lub ewentualnie implantowana jonami różnych pierwiastków. niemodyfikowana powłoka natryskiwana cieplnie, stykając się z otoczeniem uzyskuje własną warstwę wierzchnią wwp [3, 7]. właściwości elementów systemu i systemu elementów podobnie jak w areologii, tak i w technice natryskiwania cieplnego nie powinno się rozpatrywać oddzielnie właściwości elementów systemu i ich sumę rys. 5. uproszczony model fizyczny systemu areologicznego rdzeniowego sar z warstwą wierzchnią [7]: a) niemodyfikowaną (wwn); b) modyfikowaną (wwm) fig. 5. simplified physical model of the areological core system (sar) with surface layer [7]: a) unmodified (wwn), b) modified (wwm) rys. 6. uproszczony model fizyczny systemu areologicznego powłokowego sap [7]: a) warstwa wierzchnia niemodyfikowana (wwn) i jednowarstwowa (prosta) powłoka pp; b) warstwa wierzchnia niemodyfikowana (wwn), modyfikowana (wwm) i powłoka kompozytowa (pk) dwuwarstwowa (pk1, pk2) fig. 6. simplified physical model of areological superficial system (sap) [7]: a) unmodified surface layer (wwn) and one-layer coating (pp); b) unmodified surface layer (wwn), modified surface layer (wwm) and double-layer composite coating (pk1, pk2) traktować jako właściwości systemu, lecz zawsze należy rozpatrywać właściwości całego systemu, ponieważ: – system nie po to został stworzony z elementów, aby je rozpatrywać oddzielnie, – elementy systemu nie zawsze mogą występować oddzielnie, np. system rdzeniowy (r + ww) może występować samodzielnie, ale nigdy nie występuje sama ww bez rdzenia i powłoka p bez podłoża. w skali makroskopowej rdzeń r, warstwa wierzchnia ww i powłoka p stanowią odrębne fazy, a między fazami występuje mniej lub bardziej wyraźnie zarysowana granica międzyfazowa, przez którą fazy oddziałują na swoje właściwości [7]. niekiedy autorzy, badając właściwości systemu areologicznego lub natryskiwania cieplnego (w postaci r + ww lub podłoże (r + ww) + powłoka p), np. twardość, mierząc ją od strony powierzchni podają, że jest to twardość ww lub p. w ogólnym przypadku jest to błędna (lub przynajmniej nieścisła) informacja, gdyż mierzona twardość jest łączną odpowiedzią systemu r+ww lub (r + ww) + p na wciskanie wgłębnika [3, 7]. podobnie: inna będzie odporność korozyjna systemu: podłoże sn + powłoka p1 i podłoże zn + powłoka p1, podobnie jak twardość systemu pb + tin lub sw7m + tin, mimo że w obydwóch przypadkach powłoki p1 i tin są takie same. oczywiście w niektórych przypadkach właściwości mierzone systemu mogą być tożsame z właściwościami jednego z elementów systemu, np. twardość powłoki z twardością systemu z tą powłoką, ale tę tożsamość należy traktować jako szczególny przypadek ogólnej zasady. synergizm kompozycji materiałów i technologii systemów areologicznych i natryskiwania cieplnego właściwości potencjalne i użytkowe systemów areologicznych i natryskiwania cieplnego zależą od składu chemicznego, fazowego, morfologii elementów sytemu i ich kompozycji. wpływ rodzaju i właściwości elementów systemu na właściwości systemów (o ile występuje) może być synergiczny lub antagonistyczny. systemy areologiczne i natryskiwania cieplnego wytwarza się po to, aby uzyskać określone właściwości systemu. najczęściej wykorzystuje się synergiczne, znacznie rzadziej – antagonistyczne oddziaływanie elementów systemu. najlepiej by było, aby elementy systemu nie stanowiły – pod względem materiałowym i technologii wytwarzania – dowolnej kombinacji, lecz ich synergiczną kompozycję. odpowiedź na pytanie, czy dla określonych kombinacji materiałowo-technologicznych występuje synergizm, a jeśli tak, to jaka jest r ed ze ń r ed ze ń 20 przegląd spawalnictwa 8/2012 jego wartość, daje współczynnik oddziaływania [3]: elementów układu a1,…,an na dowolną właściwość układu. jest to krotność zmiany określonej właściwości rys. 7. współczynnik synergizmu twardości systemów podłoże-powłoka [2] (na podstawie danych z różnych prac): a) powłoka natryskana plazmowo i przetapiana laserowo; b) powłoka stopowana przetopieniowo; c) powłoka przetapiana w piecu i laserowo; d) powłoka natryskiwana plazmowo i laserowo; e) powłoka natryskiwana plazmowo lub spawalniczo fig. 7. hardness synergism coefficient of substrate-coating systems [2]: a) plasma sprayed coating and then laser melting, b) coating alloyed by melting, c) coating melted in the furnace and by laser beam, d) plasma and laser beam sprayed coating, e) plasma sprayed coating or by tig rys. 8. współczynnik synergizmu i antagonizmu nieograniczonej wytrzymałości zmęczeniowej giętno-obrotowej (n = 107 cykli) systemów: a) stal 45 ulepszona cieplnie – powłoka nicrbsi, b) ulepszona cieplnie stal 45 – powłoka fenib, c) stal 45 ulepszona cieplnie – powłoka (feni)2b dla różnych sposobów natryskiwania powłok bez lub z następnym wyżarzaniem przez 1 h (z [2] na podstawie danych z prac [12, 13]) fig. 8. synergism and unlimited flexural-rotational fatigue strength (n = 107 cycles) antagonism coefficient for: a) quenched and tempered steel 45 nicrbsi coating, b) quenched and tempered steel 45 – fenib coating, c) quenched and tempered steel 45 – (feni)2b coating, for different methods of spraying coatings with or without subsequent annealing for 1 h (from [2] based on data from [12, 13]) w wyniku działania dwóch lub więcej czynników, odniesiona do właściwości wywołanej działaniem jednego czynnika a1. gdy oddziaływanie na siebie czynników jest konstruktywne, czyli zwiększające łączny efekt – wówczas występuje synergizm oddziaływania i współczynnik oddziaływania ko przyjmuje nazwę 21przegląd spawalnictwa 8/2012 rys. 9. współczynnik synergizmu zużycia tribologicznego w układzie: krążek (próbka: stal 45) – krążek (przeciwpróbka: stal 45 + powłoka) przy smarowaniu kroplowym olejem lux-10 systemów: a) stal ulepszona cieplnie – powłoka nicrbsi, b) stal ulepszona cieplnie – powłoka fenib, natryskiwanych detonacyjnie i wyżarzanych w różnych temperaturach; dla porównania podano zużycie powłok natryskiwanych plazmowo i płomieniowo (z [3] na podstawie danych z pracy [12]) fig. 9. tribological wear synergism coefficient for: disc (specimen: steel 45) – disc (counter: steel 45 and coating) with the lubrication by lux-10 oil drip in systems: a) quenched and tempered steel – coating nicrbsi, b) quenched and tempered steel – coating fenib detonation sprayed and annealed at different temperatures in comparison with plasma and flame sprayed coatings ([3] based on data from [12]) rys. 10. współczynnik antagonizmu zużycia (synergizmu odporności na zużycie [3]): a) erozyjnego, systemu: podłoże stalowe – powłoka natryskiwana plazmowo o grubości 0,4 mm [6]; b) ściernego, systemu: podłoże stalowe – powłoka natryskiwana naddźwiękowo [14] fig. 10. antagonism wear coefficient (synergism of wear resistance [3]): a) erosion, the system: a steel substrate – plasma sprayed coating with a thickness of 0.4 mm ([6]), b) abrasive system: steel substrate – ultrasonically sprayed coating ([14]) rys. 11. współczynnik antagonizmu i synergizmu przyrostu masy, po utlenianiu w atmosferze powietrza w temperaturze 975°c przez 180 h, systemów: podłoże – powłoka (różne powłoki natapiane laserowo z proszkowych materiałów powłokowych) (z [3] na podstawie danych z pracy [15]) fig. 11. weight increase antagonism and synergism coefficient, after oxidation in air at a temperature of 975°c for 180 h, system: substrate – coating (different powder materials laser beam coating ([3] based on data from [15]) 22 przegląd spawalnictwa 8/2012 współczynnika synergizmu ks, czyli ko = ks. dla ko > 1 zawsze występuje synergizm, dla ko < 1 – antagonizm, dla ko = 1 – neutralizm. teoretycznie współczynnik synergizmu zawiera się w zakresie 1 < ks < ∞, praktycznie górna granica wynosi kilka lub kilkanaście. im większa jest wartość współczynnika synergizmu, tym współdziałanie elementów układu (np. technologii wytwarzania) jest korzystniejsze i tym większy wpływ wywiera na badaną właściwość (np. trwałość użytkową) systemu. stosując natryskiwanie cieplne można poprawić wszystkie właściwości użytkowe systemu w stosunku do systemu areologicznego bezpowłokowego – pod warunkiem, że do odpowiednich zastosowań dobrze zostaną dobrane materiały podłoża i powłoki oraz metoda i parametry natryskiwania. natryskiwanie cieplne stosuje się do zwiększenia trwałości użytkowej systemów podłoże-powłoka, określonej – w zależności od warunków pracy wzrostem odporności na zużycie przez różne rodzaje tarcia (ok. 60% zastosowań – to powłoki antyścierne), wzrostem żaroodporności, zwiększeniem lub zmniejszeniem współczynnika tarcia, przewodzeniem ciepła, emisyjności, odbijalności, wzrostem odporności korozyjnej i nieznacznym wytrzymałości zmęczeniowej. na rysunkach 7÷11 pokazano na wybranych przykładach, w oparciu o podejście systemowe, możliwości kwantyfikowania ich jakości potencjalnej i użytkowej. szacuje się, że w obszarze areotechniki (inżynierii powierzchni) kilka procent zastosowań przypada na systemy natryskiwania cieplnego. podsumowanie podobnie jak inne systemy techniczne, również system podłoże-powłoka natryskiwana cieplnie można rozpatrywać w ujęciu funkcjonalnym i fizycznym, ułatwiającym analizę systemu. właściwości systemu elementów nie są równe sumie właściwości elementów. literatura [1] burakowski t.: areologia. powstanie i rozwój. wyd. instytut technologii eksploatacji – pib, radom 2007. [2] milewski w.: kierunki rozwoju natryskiwania cieplnego. materiały konferencji naukowej „techniki wytwarzania warstw powierzchniowych metali”, rzeszów, 9-10 czerwca 1988, s. 135-143. [3] burakowski t.: rozważania o synergizmie w inżynierii powierzchni, radom, wyd. politechniki radomskiej, 2004. [4] bach f. b., bach ch., möwald k., rothardt t., babiak z.: properties of light metal matrix composite coatings sprayed by gas detonation on al-, mgalloys. proceedings of international conference on „modern wear and corrosion resistant coatings obtained by thermal spraying”, warszawa, 20-21 listopad, s. 63-72. [5] żórawski w.: nowe kierunki rozwoju natryskiwania cieplnego w produkcji nowych części maszyn. inżynieria powierzchni 3/2011, s. 10-17. [6] morel s.: powłoki natryskiwane cieplnie. wyd. politechniki częstochowskiej, częstochowa 1997. [7] burakowski t.: system areologiczny – model funkcjonalny i fizyczny. inżynieria materiałowa, nr 4, 2011, s. 352-358. [8] kovalčenko m. s., alfinceva r. a., paustowski s. v., kurinnaja t. v.: effects of laser treatment on protective properties on the dry plated coatings. proceedings of the vii international congress on heat treatment of materials, moskva, 11-14 grudzień 1990, s. 39-43. do oceny jakości systemu, z punktu widzenia uzyskiwanych przez system właściwości, przydatne jest pojęcie współczynnika synergizmu umożliwiające kwantyfikację wpływu różnych elementów systemu na właściwości systemu. [10] naučno-techničeskij progress v mašinostrojenji. vyp. 9: sovremennye metody upročnenija poverchnostiej detalej mašin. meždunarodnyj centr naučnoj i techničeskoj informcii, institut mašinovedenija im. a. a. blagonravova an sssr, moskva 1987. [11] nitkiewicz z.: wykorzystanie łukowych źródeł plazmy w inżynierii powierzchni. seria: inżynieria materiałowa, nr 3. wyd. wydziału metalurgii i inżynierii materiałowej politechniki częstochowskiej, częstochowa 2001. [12] kusiński j.: lasery i ich zastosowania w inżynierii materiałowej. wyd. naukowe akapit, kraków 2000. [13] babul t.: zjawiska fizyczne natryskiwania detonacyjnego powłok. wyd. instytutu mechaniki precyzyjnej, warszawa 2003. [14] babul w., ziencik h., babul t., ziółkowski z.: powłoki impulsowo-gazotermiczne. wyd. instytutu technicznego wojsk lotniczych, warszawa 1986. [15] żórawski w.: natryskiwanie naddźwiękowe jako alternatywa dla chromowania galwanicznego. proceedings of international conference „modern wear and corrosion resistant coatings obtained by thermal spraying”, warszawa, 20-21 listopad, s. 73-81. [16] napadłek w., przetakiewicz w.: stopowanie laserowe na przykładzie elementów rozrządu silnika 359. materiały sympozjum naukowo-technicznego „technika laserowa w inżynierii powierzchni materiałów”, wat, warszawa 19 listopada 1997 r., s. 106-129. ps 7 2015 www.pdf 5przegląd spawalnictwa vol. 87  7/2015 charakterystyka cięcia termicznego characteristics of thermic cutting dr hab. inż. jacek słania, prof. pcz; dr inż. ryszard krawczyk; inż. damian cieśla – politechnika częstochowska. autor korespondencyjny/corresponding author: jacek_słania@poczta.onet.pl streszczenie przedstawiono ogólne charakterystyki poszczególnych metod cięcia termicznego materiałów inżynierskich stosowanych do wytwarzania konstrukcji i części maszyn. charakterystyki oparto na aktualnych osiągnięciach techniki i obejmują powszechnie stosowane procesy cięcia tlenowego, laserowego i plazmowego. słowa kluczowe: cięcie termiczne, cięcie tlenowe, cięcie laserowe, cięcie plazmowe abstract presents general characteristics of individual thermic cutting methods of engineering materials used for the production of constructions and machine parts. the characteristics are based on current technology achievements and include commonly used processes as oxygen, laser and plasma cutting. keywords: thermic cutting, oxygen cutting, laser cutting, plasma cutting, wstęp wśród podstawowych procesów technologicznych, które są związane z przygotowaniem elementów metalowych do spawania jest proces cięcia termicznego. proces ten zależnie od sposobu jakim wytwarza się skoncentrowany strumień ciepła dla danego materiału ciętego dzieli się między innymi na cięcie tlenowe, laserowe oraz plazmowe. zespoły służące do wytwarzania dużej gęstości strumienia ciepła przy jego małym przekroju to najważniejsze elementy w urządzeniach służących do cięcia termicznego. w zależności od metody cięcia termicznego są to: palnik tlenowy, głowica laserowa oraz palnik plazmowy. do poprawnego funkcjonowania tych zespołów potrzebne są odpowiednie urządzenia zapewniające ciągłość ich zasilania. dla palnika tlenowego źródłem zasilania jest indywidualna lub centralna instalacja gazowa. głowica laserowa, która przenosi oraz koncentruje promienie wiązki laserowej jest zasilana przez generator wiązki laserowej, natomiast źródłem zasilania dla palników plazmowych są zasilacze plazmowe. proces cięcia termicznego może być prowadzony zarówno ręcznie jak również w sposób w pełni zautomatyzowany, w tym także z wykorzystaniem robotów. stopień automatyzacji stanowisk służących do cięcia termicznego materiałów inżynierskich jest wysoce zróżnicowany, a więc mogą to być stanowiska wyposażone w proste układy sterujące lub bardziej zaawansowane technicznie na bazie systemów cyfrowych, dzięki którym sterowanie całym procesem cięcia realizowane jest kompleksowo. charakterystyka procesu cięcia termicznego stali cięcie tlenowe cięcie tlenowe jest najbardziej rozpowszechnioną metodą cięcia termicznego stali w przemyśle. proces ten polega na doprowadzeniu metalu w miejscu cięcia do temperatury zapłonu, po przekroczeniu której następuje zjawisko jacek słania, ryszard krawczyk, damian cieśla reakcji egzotermicznej żelaza z tlenem. nagrzanie materiału do temperatury jego zapłonu zapewnia mieszanka gazu palnego i tlenu. najczęściej gazem palnym w mieszance podgrzewającej jest acetylen, propan techniczny, gaz ziemny oraz wodór. w procesie cięcia tlenowego (po podgrzaniu materiału do temperatury zapłonu) strumień tlenu podawanego z dyszy pod ciśnieniem utlenia powierzchnię blachy z dużą prędkością. następnie przecinany metal zostaje nadtopiony na całej swojej grubości, po czym ciekły metal oraz produkty reakcji utleniania zostają wyrzucone ze szczeliny cięcia przez energię kinetyczną gazu (rys. 1). rys. 1. proces cięcia tlenowego fig. 1. oxygen cutting process mimo, że cięcie tlenem jest z założenia procesem prostym technicznie i powszechnie stosowanym od wielu lat, to jego przeprowadzenie w sposób dobry jakościowo oraz ekonomicznie wymaga od wykonawcy odpowiedniej wiedzy oraz sporego doświadczenia. między innymi utrudnienia w procesie cięcia wynikają ze składu chemicznego stali, w której nie tylko węgiel, ale także inne pierwiastki stopowe znajdujące się w niej komplikują proces cięcia. utrudnienia te spowodowane są wysoką temperaturą topnienia tych składników. takimi metalami są między innymi: tytan, chrom, molibden i wolfram oraz tlenki metali takich jak krzem, mangan i aluminium. w rezultacie przy zwiększonej zawartości pierwiastków stal wymaga podgrzania, 6 przegląd spawalnictwa vol. 87 7/2015 np. w przypadku, gdy zawartość chromu przekroczy 2%, natomiast powyżej 5% cr proces cięcia jest znacznie utrudniony. powyżej zawartości 6% manganu cięcie również sprawia dużo problemu z powodu utwardzania stali, zaś gdy jego wartość jest wyższa niż 14% proces ten staje się niemożliwy. ponadto aby cięcie nie sprawiało wiele trudności, ilość molibdenu nie powinna przekroczyć granicznej wartości 1%. w celu uniknięcia podhartowania na powierzchniach cięcia, bądź pęknięcia blachy w strefie wpływu ciepła należy ją wstępnie podgrzać. podgrzana powinna być cała grubość blachy oraz szerokość równa przynajmniej dwu grubościom blachy. w miejscu przeprowadzanego cięcia powstaje szczelina, a jej szerokość musi być kontrolowana i sterowana podczas cięcia. parametry szczeliny cięcia decydują o dokładności wymiarowej wycinanego elementu oraz o jakości cięcia tlenowego. podstawowe parametry warunkujące szerokość szczeliny cięcia to: natężenie przepływu gazu palnego oraz tlenu, kształt i rodzaj końcówki palnika, średnica dyszy tlenowej oraz prędkość cięcia. poziom przepływu przez dyszę tlenu tnącego musi być zwiększony wraz ze wzrostem przekroju ciętego materiału, natomiast sama dysza w tym wypadku musi zostać zastąpiona inną o większej średnicy. w wyniku tej optymalizacji szerokość szczeliny cięcia również się zwiększa. parametr ten jest szczególnie ważny w przypadku cięcia profilowego sterowanego komputerowo i zawsze określa się pewną dokładność zachowania wymiarów po odliczeniu szczeliny. zazwyczaj podczas cięcia materiałów o przekroju do 50 mm przyjmuje się dokładność cięcia w obrębie ±0,5 mm [1]. cięcie tlenowe jest stosowane do rozdzielania przedmiotów stalowych o przekrojach od około 3 mm do około 2000 mm. proces ten można przeprowadzać we wszystkich pozycjach i może być on realizowany ręcznie lub w sposób zautomatyzowany. w warunkach montażowych i warsztatowych cięcie tlenem wykonuje się powszechnie palnikami ręcznymi z uwagi na prostotę i łatwość obsługi takich palników [2]. przedmioty o grubości do około 100 mm można ciąć ręcznie, a prędkość cięcia przy grubości od 5 do 100 mm powinna wynosić odpowiednio od około 500 do 150 mm/min [3]. cięcie zmechanizowane i zautomatyzowane (maszynowe) jest realizowane za pomocą palników o specjalnej budowie, które są zamocowane na wózkach, portalach, lub wysięgnikach. w procesach cięcia zmechanizowanego i zautomatyzowanego bardzo istotne znaczenie odgrywają stosowane systemy sterowania, począwszy od prostych układów po bardziej zaawansowane technicznie na bazie systemów cyfrowych. po wprowadzeniu numerycznych systemów sterowania nc (numerical control), a następnie komputerowych systemów sterowania cnc (computer numerical control) nastąpił duży postęp w automatyzacji procesów cięcia termicznego stali. tak więc układy nc, które umożliwiały sterowanie takimi parametrami jak: prędkość cięcia, droga palnika, prowadzenie interpolacji oraz inne funkcje pomocnicze zostały zastąpione przez systemy cnc. takie systemy umożliwiają realizację wszystkich funkcji wykonywanych przez układy typu nc, ponadto dają możliwość: – znacznego uproszczenia procesu programowania wykrojów, – jednoczesnego sterowania kilkoma różnymi urządzeniami za pośrednictwem jednego układu sterującego, np. plotera lub drukarki, – magazynowania w pamięci programów wykonywania typowych elementów, – wykonywania raportów produkcyjnych, – sterowania kształtowego według zadanej linii, – sterowania punktowego tzn. od punktu do punktu, – zastosowania monitora graficznego do komunikacji z użytkownikiem, – wprowadzenia automatycznej, programowanej kompensacji szczeliny cięcia, – zastosowania pamięci operacyjnej, pozwalającej na rejestrowanie programu cięcia powtarzanego wielokrotnie, np. w ciągu jednej zmiany, – planowanie optymalnego rozkroju przecinanych blach w celu maksymalnego wykorzystania materiału, – wprowadzenia innych nośników informacji, np. pendrive. zautomatyzowane cięcie termiczne stali umożliwia prowadzenie tego procesu jednoczenie dla kilku palników oraz daje możliwość ukosowania brzegów wycinanych blach, które będą przeznaczone do spawania. podczas takiego cięcia można osiągnąć prędkość od 200 do nawet 800 mm/ min odpowiednio dla przekrojów od 100 do 5 mm, natomiast szczelina cięcia ma wymiar wynoszący od 2 do 4 mm w zależności od grubości ciętego materiału. dla gotowych wyrobów wyciętych przy pomocy sterowania numerycznego oscyluje w granicach około 0,5 mm [3]. szczególnie ważnym elementem przy cięciu zautomatyzowanym jest kształt dyszy tnącej. w porównaniu do cięcia laserowego oraz cięcia plazmowego, ciecie tlenem posiada podstawowe wady, a są nimi: – szeroka strefa wpływu ciepła, – duże odkształcenia w okolicy ciętych krawędzi, – duża koncentracja naprężeń, – niższa jakość oraz wydajność procesu, – ograniczony zakres cięcia stali do niestopowych oraz niskostopowych. mimo wyraźnej przewagi jakościowej oraz wyższej wydajności procesów cięcia laserowego i plazmowego, proces cięcia tlenowego nadal jest jedyną metodą cięcia termicznego stali, umożliwiającą cięcie elementów stalowych o dużych grubościach sięgających do 2000 mm. ponadto wytwórcy urządzeń do cięcia laserowego i plazmowego mają również w swej ofercie urządzenia do cięcia tlenowego [4,5]. należy również pamiętać, że proces cięcia tlenowego jest najbardziej ekonomiczny względem pozostałych procesów cięcia w takich przypadkach kiedy konieczne jest cięcie zgrubne przed wykonaniem obróbki mechanicznej czy wymagane jest cięcie złomowe a także kiedy wykonanie cięcia jest utrudnione [3]. cięcie laserowe cięciem laserowym nazywa się proces cięcia termicznego, którego głównym źródłem energii jest energia pochodząca z wiązki laserowej. wiązka ta o działaniu ciągłym lub impulsowym w miejscu cięcia prowadzi do stopienia bądź stopienia i sublimacji materiału rysunek 2. dodatkowo zastosowany przepływający współosiowo z wiązką laserową gaz reaktywny lub obojętny, ma za zadanie wydmuchnięcie ze szczeliny roztopiony materiał oraz jego pary [1]. rys. 2. proces cięcia laserowego fig. 2. laser cutting process metoda ta może być stosowana do cięcia następujących materiałów inżynierskich: tworzyw sztucznych, materiałów ceramicznych, metali, cermetali oraz drewna, od przekroju równego folii do 35 mm. metodę cięcia laserowego stosuje się również do wiercenia oraz przebijania otworów. operacja ta wymaga impulsowego lub ciągłego dostarczenia do materiału obrabianego energii wiązki laserowej, o dużo większej gęstości mocy aniżeli w przypadku ciągłego cięcia laserowego. wartość tej energii sięga rzędu 106-1011 w/mm2 [5]. 7przegląd spawalnictwa vol. 87  7/2015 pierwsze przemysłowe zastosowanie wiązki laserowej zostało zademonstrowane w roku 1967 do cięcia blach stalowych. użyto wówczas lasera gazowego z co2. szybki rozwój w budowie urządzeń laserowych i systemów zautomatyzowanych oraz układach sterowania typu cnc i badaniach nad technologiami ciecia laserowego, spowodował ogromne rozpowszechnienie się tej metody cięcia termicznego. metoda ta zapewnia wysoką dokładność cięcia oraz jakość ciętych krawędzi, gdzie swc jest tak wąska, że staje się często niewykrywalna klasycznymi metodami badań metalograficznych [8,10]. takie warunki jakie zapewnia ten proces cięcia są niezbędne dla zapewnienia realizacji zautomatyzowanych procesów spawalniczych, w tym szczególnie z wykorzystaniem robotów. w tym zakresie proces cięcia laserowego wyparł inne metody cięcia mechanicznego i termicznego dzięki kilku podstawowym zaletom, w tym między innymi: – możliwość łatwej automatyzacji oraz robotyzacji procesu cięcia, – duże prędkości cięcia, – duża dokładność wymiarowa cięcia oraz gładkość powierzchni ciętych, co umożliwia cięcie wyrobów, które nie wymagają dalszej obróbki mechanicznej w przeciwieństwie do wykonanych metodami cięcia tlenowego czy plazmowego, – niższe naprężenia własne, a przy tym mniejsze odkształcenia ciętego materiału, – wąska strefa wpływu ciepła, – możliwość prowadzenia kilku operacji podczas jednego cyklu, np. przebijania, wycinania otworów itd., – minimalne zaokrąglenie górnej krawędzi cięcia oraz brak nawisu żużla przy dolnej krawędzi cięcia, – o wiele mniejsza emisja szkodliwych pyłów oraz dymów w porównaniu do cięcia tlenowego i cięcia plazmowego. niestety jak każdy proces cięcia termicznego, także ten proces posiada wady, które niekorzystnie wpływają na zdrowie ludzkie czy na ekonomiczność procesu oraz takie, które ograniczają zastosowanie tej metody. można do nich zaliczyć między innymi takie wady jak: – promieniowanie elektromagnetyczne niewidzialne dla ludzkiego oka, które jest zagrożeniem dla zdrowia, – bardzo wysoki koszt urządzeń laserowych, które emitują wysokiej jakości wiązkę, wymaganą w procesie cięcia, – niska sprawność urządzeń laserowych, – maksymalne przekroje ciętych blach ograniczone do grubości 35 mm, wyjątkiem jest proces lasox (laser assist oxygen), który daje możliwość cięcia blach stalowych o przekrojach sięgających nawet 100 mm [5], – specjalne wymagania określające skład chemiczny, własności fizyczne oraz stan powierzchni ciętych materiałów [8]. cięcie laserowe stosuje się obecnie do cięcia wielu rodzajów materiałów przemysłowych: stali, aluminium, tytanu, miedzi a także materiałów tekstylnych, ceramik oraz drewna. wysoki stopień automatyzacji tego procesu zapewnia uzyskanie dużej dokładności ciętych elementów oraz wysokiej jakości powierzchni ciętych. szerokość szczeliny cięcia wynosi od 0,1 do 1 mm, natomiast dokładność cięcia laserowego sięga nawet 250 µm. dużą dokładność tego procesu zapewnia mała ilość ciepła wprowadzonego do ciętego materiału, co przekłada się na brak zniekształceń cieplnych. zastosowanie tej metody znajduje szczególne uzasadnienie w przypadku wykrawania konturowego elementów o zróżnicowanych kształtach i rozmiarach, ponieważ nie zachodzi potrzeba wymiany „narzędzi” tnących [8]. cięcie plazmowe metoda cięcia termicznego z zastosowaniem jako źródła ciepła strumienia plazmy nazywana jest też metodą cięcia plazmowego. istotą procesu cięcia plazmowego jest stopienie i wyrzucenie metalu ze szczeliny cięcia przez silnie skoncentrowany strumień plazmowy, który stanowi wąski strumień silnie zjonizowanych gazów w łuku elektrycznym jarzącym się między ciętym przedmiotem a elektrodą nietopliwą. strumień plazmowy, który posiada dużą energię kinetyczną wydobywa się z prędkością naddźwiękową ze zwężającej dyszy plazmowej w kierunku szczeliny cięcia (rys. 3). rys. 3. proces cięcia plazmowego fig. 3. plasma cutting process ta metoda cięcia powstała w wyniku modyfikacji procesu spawania plazmowego ptaw (ang. plasma transferred arc welding) i została wprowadzona do przemysłu w połowie lat 50-tych dwudziestego wieku. wprowadzono ją w celu umożliwienia cięcia metali nieżelaznych oraz stali odpornych na korozję, których nie nożna było ciąć tlenem. obecnie metoda cięcia plazmowego jako pokrewna spawaniu jest stosowana powszechnie w produkcji konstrukcji i urządzeń, a także podczas prac warsztatowych i remontowych. to obecnie najbardziej rozpowszechniona metoda cięcia termicznego stali wysokostopowych, której charakterystycznymi cechami są dobra jakość ciętych powierzchni oraz duża wydajność procesu. ponadto zaletą różniącą tą metodę od metody cięcia laserem jest możliwość cięcia materiałów o przekrojach sięgających nawet do 150 mm grubości zarówno przy mniejszych nakładach inwestycyjnych jak i kosztach eksploatacyjnych. coraz powszechniejszym zastosowaniem tej metody jest cięcie stali niestopowych, wypierające cięcie tlenowo. powodem tej zmiany są koszty eksploatacyjne, które są o wiele niższe szczególnie w przypadku cięcia materiałów o grubościach nieprzekraczających 30 mm [4]. w zależności od składu i rodzaju gazu plazmowego, i stopnia przewężenia oraz napięcia i natężenia prądu jonizującego, strumień plazmy w procesie cięcia osiąga temperaturę od 10000 do 30000°c. osiągana temperatura jest nawet dziesięciokrotnie wyższa od temperatury płomienia acetylenowo-tlenowego. czynnikiem decydującym o sprawności przenoszenia ciepła do ciętego metalu, czyli jakości i prędkości cięcia plazmowego jest grubość warstwy ciekłego metalu pokrywającego krawędź cięcia. grubość ta jest zależna głównie od natężenia przepływu gazu plazmowego, czyli prędkości strumienia plazmy, a przy cięciu blach o przekrojach powyżej 50 mm także w dużym stopniu od siły grawitacji. dobrą przewodność ciepła do ciętego metalu zapewnia cienka warstwa ciekłego metalu, natomiast w przypadku jej dużej grubości prędkość cięcia maleje, powodując pojawienie się znacznych nierówności na ciętej powierzchni. chcąc uniknąć pojawiających się nierówności należy bardzo dokładnie dobrać natężenie przepływu gazu plazmowego [1]. o energii strumienia plazmowego oraz jego temperaturze decyduje natężenie prądu, a więc wraz ze wzrostem natężenia prądu, zwiększa się również prędkość cięcia. możliwe zatem przy danej prędkości cięcie materiałów o większych przekrojach wymagające jedynie zwiększenia natężenia prądu [4]. niestety jak każde nieproporcjonalne zwiększenie parametru podczas danego procesu, zbyt wysokie natężenie prądu wiąże się z powstaniem wad oraz różnego rodzaju niedogodności, a są nimi między innymi: 8 przegląd spawalnictwa vol. 87 7/2015 – zwiększenie zużycia elektrod, – pogorszenie się jakości cięcia, – powiększenie się szerokości szczeliny cięcia, – pojawienie się zaokrągleń na górnych krawędziach, – zwiększenie pochylenia brzegów ciętych przedmiotów. nadmierne zmniejszenie natężenia prądu także nie jest korzystne w procesie cięcia plazmowego, ponieważ mogą się pojawić nierówności na powierzchni cięcia i nawisy przy dolnej krawędzi jak również może wystąpić brak przecięcia materiału [9]. parametrem decydującym o sprawności przebiegu cięcia plazmowego jest napięcie łuku, tak więc jest to parametr wymagający dokładnego sterowania. zależnie od natężenia prądu wartość napięcia łuku wynosi od 50 do 200 v. napięcie biegu jałowego w źródłach prądu musi więc wynosić od ok. 150 do ok. 400 v. dla palników o klasycznej konstrukcji parametr ten musi być utrzymywany z dokładnością do ±5 v, natomiast dla palników wysokiej dokładności cięcia, czyli wielokrotnie zawężających strumień plazmowy, zwanych palnikami htpac (ang. high tolerance plasma arc cutting), dokładność sterowania napięciem łuku wynosi ±1 v. stosunkowo szeroki zakres prędkości cięcia plazmowego wynika z dużej energii cieplnej strumienia plazmowego. prędkość cięcia jest parametrem wysoce odpowiedzialnym za jakość, szczególnie kiedy cięcie plazmowe wykonywane jest ręcznie. zbyt duże zwiększenie prędkości cięcia powoduje pogorszenie się jakości cięcia, zwężenie się szczeliny cięcia, pojawienie się trudnego do usunięcia nawisu metalu na dolnej krawędzi oraz ostatecznie brak przecięcia. natomiast w przypadku zbyt dużego obniżenia prędkości cięcia mogą pojawić się takie wady, jak np. zwiększenie się szerokości szczeliny ciecia, zaokrąglenie górnej krawędzi, zdeformowanie szczeliny, która może stać się szersza u góry szczeliny cięcia niż u jej dołu oraz pojawienie się żużla i nawisu metalu przy dolnej krawędzi cięcia [2]. parametrami określającymi siłę z jaką strumień plazmowy dynamicznie oddziałuje na przecinany materiał są rodzaj oraz natężenie przepływu gazu plazmowego. wybór medium plazmowego (gaz plazmowy, mieszanka gazów w tym powietrze) jest czynnikiem decydującym o sile dynamicznego oddziaływania plazmowego źródła ciepła. na kształt brzegów oraz jakość powierzchni przecinanych blach znaczny wpływ mają właściwości chemiczne medium (obojętne, utleniające lub redukujące). natomiast za efektywność procesu cięcia plazmowego odpowiedzialne są właściwości fizyczne, jak np. masa cząsteczkowa, masa atomowa, ciężar właściwy, energia jonizacji, energia dysocjacji oraz przewodność cieplna. w procesach cięcia plazmowego jako gaz plazmowy stosowane są: powietrze, tlen, azot oraz mieszanki gazowe: azot-wodór, argon-wodór i argon-azot-wodór [4]. zastosowanie cięcia plazmowego z wykorzystaniem powietrza do wytworzenia strumienia plazmy spowodowało jej dynamiczny rozwój i bardzo duże upowszechnienie tej technologii cięcia w różnych gałęziach wytwarzania i usług. rys. 4. widok powierzchni blach o grubości 18mm ze stali s355 po cięciu termicznym: a) tlenowym, b) laserowym i c) plazmowym fig. 4. view of 18mm thick plates surface of steel s355 after thermic cutting: a) oxygen, b) laser c) plasma a) b) c) podsumowanie przedstawione ogólne charakterystyki cięcia termicznego w odmianie procesów cięcia tlenowego, laserowego i plazmowego oparto na aktualnych osiągnięciach w tej dziedzinie techniki. omawiane metody cięcia termicznego są powszechnie stosowane głównie w procesach wytwarzania konstrukcji stalowych. stosowanie tych metod w warunkach produkcyjnych jest uwarunkowane różnymi względami w tym głównie technologicznymi i ekonomicznymi. wynika to głównie ze znacznego zróżnicowania możliwości poszczególnych metod cięcia termicznego, ich jakości i dokładności cięcia, a także kosztów budowy stanowiska oraz eksploatacyjnych. dynamiczny rozwój tych technologii, a w szczególności cięcia plazmowego i laserowego, w ostatnich latach w znacznym stopniu umożliwił wprowadzanie na szeroką skalę zautomatyzowanych procesów spawalniczych, w tym także procesów zrobotyzowanych. kluczowym elementem w tym zadaniu było uzyskanie w procesie przygotowania elementów do spawania (cięcia i ukosowania) dużej dokładności i powtarzalności wycinanych detali. z punktu widzenia wymaganej jakości wykonywanych połączeń spawanych w warunkach zmechanizowanych i zautomatyzowanych jest wymagana właściwa jakość powierzchni uzyskiwanej po cięciu termicznym. to zagadnienie obejmuje szereg istotnych elementów związanych zarówno bezpośrednio z powierzchnią po cięciu jak i obszarem przypowierzchniowym i będzie przedstawione w kolejnym artykule na przykładzie cięcia blach o grubości 18 mm ze stali s355 metodą tlenową, laserową i plazmową. fragmenty powierzchni uzyskanej po cięciu tlenowym, laserowym i plazmowym przedstawiono na rysunku 4 jako zapowiedź kontynuacji tej tematyki. literatura [1] klimpel a.: spawanie zgrzewanie i cięcie metali. technologie. wydawnictwa naukowo-techniczne, warszawa 1999. [2] klimpel a.: podręcznik spawalnictwa. tom 1: technologie spawania i cięcia. wydawnictwo politechniki śląskiej, gliwice 2013. [3] ferenc k.: spawalnictwo. wydawnictwa naukowo-techniczne, warszawa 2007. [4] praca zbiorowa: poradnik inżyniera. tom 2: spawalnictwo, praca zbiorowa. wydawnictwa naukowo-techniczne, warszawa 2005. [5] dobaj e.: maszyny i urządzenia spawalnicze. wydawnictwa naukowotechniczne, warszawa 1998. [6] dobrowolski z.: podręcznik spawalnictwa. wydawnictwa naukowotechniczne, warszawa 1978. [7] klimpel a.: technologie laserowe. spawanie, napawanie, stopowanie, obróbka cieplna i cięcie. wydawnictwo politechniki śląskiej, gliwice 2012. [8] ferenc k., ferenc j.: spawalnicze gazy osłonowe i palne. wydawnictwa naukowo-techniczne, warszawa 2005. [9] słania j., wilk p.: analiza i porównanie trwałości elektrod stosowanych podczas zmechanizowanego cięcia plazmowego. przegląd spawalnictwa 2014, nr 7, str. 40-53. [10] słania j., milewski p.: porównanie cięcia laserowego z cięciem strumieniem wodno-ściernym. przegląd spawalnictwa 2014, nr 7, str. 30-40. welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(3) 2019 13 doi: http://dx.doi.org/10.26628/wtr.v91i3.1042 article influence of machining parameters on surface texture of inconel 718 after grinding with multi-granular wheels adrian kopytowski1*, rafał świercz1, rafał nowicki1, grigor stambolov2 1 warsaw university of technology, poland; dr inż. rafał świercz; rsw@meil.pw.edu.pl mgr inż. rafał nowicki; rano@meil.pw.edu.pl 2 technical university of sofia, bulgaria dr inż. grigor stambolov; gstamb@gmail.com * correspondence: mgr inż. adrian kopytowski; adriankopytowski@wp.pl received: 18.02.2019; accepted: 20.03.2019 abstract: requirements currently imposed on machine elements are constantly growing. it requires to develop new, advanced machining processes. one of the commonly used finishing process is grinding. the article presents the results of the exploratory research in the process of surface grinding with abrasive multigrain wheels of samples made of inconel 718. the influence of input parameters was investigated: cutting speed vc, transverse feed speed fp, longitudinal feed speed fw, on roughness parameters (sa) and the bearing capacity curve. based on the conducted research, statistical models of the grinding process were elaborated, which allow to select the most favorable processing parameters depending on the required quality of the surface texture. keywords: grinding process; abrasive grains; inconel 718; regression equations introduction the development of material technologies leads to the production of new alloys, whose properties such as creep resistance, heat resistance allow their use, e.g. in advanced constructions of aircraft engines or gas turbines. due to the mechanical properties of nickel-based superalloys, such as inconel 718, they belong to the group of difficult-to-machine materials. research conducted in scientific centers deals, among others, with the effective shaping of their geometry using unconventional machining technologies such as: electrical discharge machining [1÷4], electrochemical machining [5÷7], hybrid machining [8,9]. an important area of research is also the analysis of the use of finishing treatments in shaping the desired state of the surface layer [10÷12]. the only one of the main finishing machining technologies is grinding. the development of the grinding process is directly related to the emergence of newer, difficult-tomachine construction materials. this results in higher requirements for cutting tools. also thanks to this, the development of innovative machine tools is recognized based on new kinematic varieties of grinding processes. the inconel 718 finishing process in the grinding process is difficult because the material exhibits low thermal conductivity. in the discussed case of material removal machining, this is unfavorable. the resulting accumulation of large amounts of heat in the contact area of the abradant with the workpiece shortens its service life. this phenomenon also affects the formation of dimensional and shape imperfections of the workpiece [13,14]. attention should also be paid to the emergence of new materials from which abrasive wheels are made [1]. a rapid development in the field of new abrasives was not observed until the 1930s, when 3m (1981) and then norton (1986) presented a new type of abrasive microcrystalline corundum grains, which was obtained by sol-gel method. the grinding process as a representative of the finishing of the responsible parts of machines and devices is subjected to many applications. with the development of technology, one can observe a systematic increase in the efficiency of the process, the reasons for which are set out above. when discussing the process, attention should be paid to the method of intensification of machining based largely on the constitution of a well-developed active profile of the abradant's surface (cps) [2]. conducting experimental tests of the grinding process is mainly about determining the effects of the process depending on the machining parameters used and the characteristics http://dx.doi.org/10.26628/wtr.v91i3.1042 mailto:rsw@meil.pw.edu.pl mailto:rano@meil.pw.edu.pl mailto:gstamb@gmail.com mailto:adriankopytowski@wp.pl welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(3) 2019 14 of the machine tool along with the tool. the most frequently treated surfaces are those where the machining allowance for grinding was left from the previous operation. the material particles constituting of the machining allowance are usually mechanically and thermally damaged. the conditions of destruction of a part of the material to be grinded have a direct impact on the dimensional and shape accuracy of the workpiece, the technical condition of the surface layer, as well as on the change in tribological characteristics of cps. in the area of contact between the abradant and the workpiece, there are variable distributions of unit pressure, temperature and speed of relative deformations of the material which is being removed. the course of the experiment and research methodology the experimental tests carried out were in accordance with the static determined five-level rotatable plan. the used plan includes experiments in stellar arms, which are equally spaced on each axis by +/α (table i). the plan was completed by three repetitions at the central point (0,0,0) [3,4]. a schematic plan of the experiment is shown in figure 1. fig. 1. adopted experimental model prior to the start of the research, the ranges of individual variables participating in the experiment were determined. assumptions for the experiment are presented below: • stock: inconel 718; • tool: o dial 01_80x15x32_39c120-lvs, o dial 01_80x15x32_39c120/150-lvs; • cutting speed vc=15÷40 m/s; • longitudinal feed fw=50÷300 mm/s; • transverse feed fp =1÷10 mm/s; • cutting depth ap =0,03 mm; • number of grinding passes z=3. measured values: • sa – average arithmetic deviation of surface ordinates in a 3d system; • load bearing area. the tests began with the setting of individual parameter values on the machine, and then the grinding tests with the use of conventional wheel were carried out. after the first stage of the research, the station was re-armed by assembling a multi-granular wheel and the treatment was repeated with the same machining parameters. welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(3) 2019 15 table i. the ranges of used parameters depending on the levels of α arm levels parameters vc (m/s) fw (mm/s) fp (mm/s) -α 15 50 1 -1 20 101 3 0 27 175 6 1 35 250 8 α 40 300 10 after conducting experimental tests and surface topography measurements on the taylor hobson form talysurf series 2 scanning profilometer, statistical models were developed. using the statistica program, the regression equations were determined, which is described by the function of the second-degree polynomial (showing the relationship between the cutting speed, the longitudinal feeding speed, the transverse feeding speed and the sa roughness parameter). the sa parameter is one of the basic values describing the 3d space, which is equivalent to the ra parameter in the 2d system. the work focused on this parameter, because these were exploratory tests that were aimed at checking the impact of using a multi-granular wheel on the machined surface. two abrasive wheels measuring 80 x 15 x 32 mm by norton saint-gobain were used during experimental investigations: conventional with a granulation of 120 and hybrid with a granulation of 120/150 (fig. 2). the obtained tools are dedicated to machining inconel 718. fig. 2. used grinding wheels the grinding wheels used are made of green silicon carbide with a ceramic binder. the used material for the building of abradants is characterized by the content of abrasive grains (rhombohedral) with very sharp edges, which are harder than the grains of aloxite. the grains used are a chemical compound that sic consists of. the mohs scale defines it as a very hard material, according to which it is 9.5. due to the high hardness, it is a brittle material. the silicon carbide in question is characterized by good thermal conductivity and low thermal capacity. sic is a refractory material. the material crystals, which are free from impurities, turn out to be colorless and transparent, at the moment of contamination they appear blue-green, green and black. this material is resistant to adverse chemical environment. acids and leaches do not cause dissolution. as a material used in grinding wheels, two species are distinguished: • green silicon carbide sz, • black silicon carbide sc. both types of silicon carbide grain are used for machining hard and brittle materials. silicon carbide was also used in the production of lightning arresters or heating elements of electric furnaces [2]. the research involved rectangular samples with dimensions of 38 x 8 x 5 mm made of inconel 718. nickel-based alloys are the most widely used and currently account for over 50% of the mass of advanced aircraft engines. the existing trend indicates that in the future this value for new engines will systematically increase. the most common type is the discussed inconel 718 [5]. due to the properties of the material used, i.e. high mechanical strength at high temperatures (870 °c), it exhibits a strength of 340 mpa [6]. high creep welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(3) 2019 16 resistance as well as resistance to oxidation enabled wide use of this alloy in the aerospace and energy industries [7]. increasing the strength in the alloy is ensured by titanium, which also increases its resistance to corrosion. the use of chromium along with aluminum results in improved surface stability due to the formation of oxides [8÷10]. research results the significance of individual coefficients in the regression equation was tested with the t-student test (at the significance level α = 0.15). in each equation, the multiple correlation coefficient r was determined, which shows the variability of a given feature. the closer the r coefficient is to the unity, the more faithful is the representation of variability of the examined feature. next, the adequacy of the multi ple correlation coefficient was verified by means of the fisher-snedecor test. the obtained test value f was compared to the critical value fk. the r coefficient is significant if f/fkr > 1. the created equations are characterized by a high degree of r correlation. a high accuracy of matching the second-degree polynomial to the obtained measurement points was obtained. table ii. summary of the results of regression equations used abrasive wheel regression equations r f/fkr conventional grinding wheel 𝑆𝑎 = 1,22 + 0,04 ∙ 𝐹𝑝 2 + 0,009 ∙ 𝑉𝑐 ∙ 𝐹𝑝 0,71 1,78 mulitgrains grinding wheel 𝑆𝑎 = 4,17 − 0,3 ∙ 𝑉𝑐 + 0,005 ∙ 𝑉𝑐 2 + 0,002 ∙ 𝑉𝑐 ∙ 𝐹𝑝 0,73 1,23 the graphic interpretation of the developed regression equations is shown below (fig. 3 and 4). the presented results indicate that for grinding with a multi-granular wheel, the main independent variable affecting the value of the sa parameter is the cutting speed vc. fig. 3. dependencies of surface roughness parameters sa from transverse feed fp and cutting speed vc for mulitgrains grinding wheels it should be noted that for a given cutting speed vc, the increase in transverse feed results in an increase in the sa parameter. the indicated graph shows the local optimum (vc = 28 m/s), for which the lowest value of the sa parameter is obtained. the obtained value of the cutting speed in the inconel 718 grinding process is in the range of literature values. too much cutting speed reduction results in a situation in which the tool is more heavily worn in relation to the workpiece. removed particles of abrasive grains under the influence of high cutting forces, at low rotational speed of the tool, causes excessive wear welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(3) 2019 17 of the abrasive wheel. in the conventional wheel, the relationship shown in figure 4 takes place. the transverse feed rate fp has the greatest influence on the sa parameter. fig. 4. dependencies of surface roughness parameters sa from transverse feed fp and cutting speed vc for conventional grinding wheels figures 5 and 6 present stereometric images of surfaces treated with conventional and mulitgrains grinding wheels with parameters: • cutting speed vc = 27,5 m/s; • longitudinal feed speed fw = 175 mm/s; • transverse feed speed fp = 5,5 mm/s. in the analyzed sample, the geometric structure of the surface is of a directional nature. the traces created are the result of the contact of abrasive grains with the workpiece. analyzing the height scale of the surface profile (gradient of colors on the graph) an increase in profile height for the conventional wheel is observed, which shows the deterioration of the effects of the grinding process [15,16]. fig. 5. surface texture after treatment with the multigrain grinding wheels µm 0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 5.5 6 6.5 7 7.5 8 5.43 µm 0.7 mm 0.698 mm alpha = 45° beta = 15° welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(3) 2019 18 fig. 6. stereometric surface texture after treatment with conventional wheels an analysis of the load bearing capacity of the obtained surfaces in the conducted reconnaissance studies was also carried out. the graphical results are shown below in figure 7. analyzing the obtained abbot-firestone curve (fig. 7), it can be noticed that the occurring maximum value of the parameter spk = 1.24 μm at the conventional wheel, results in a high bearing proportion of sr1 vertices equal to 12.5%. the use of a mulitgrains grinding wheel contributed to the reduction of the spk parameter value to 0.503 μm. this minimizes the allowance needed during lapping and increases the abrasion resistance of the surface. surfaces grinded with conventional wheels are characterized by better lubrication properties, because the svk parameter has a higher value than in hybrid wheels [17]. fig. 7. abbot-firestone curve: a) conventional grinding wheel, b) multigrain grinding wheels summary and conclusions the aim of the work was to check the theoretical assumption that the use of mulitgrains grinding wheels in the grinding process results in improved parameters of the geometric structure of the surface. 34 samples made of inconel 718 were grinded. the experimental study was carried out in accordance with the hartley three-level three-element plan. the use of multiple regression made it possible to determine the forces and relationships occurring between a given input factor and several output values at the same time. the analysis of experimental results shows that for a multi-granular wheel, selected sgp parameters depend largely on the cutting speed vc. the graphical interpretation of the determined regression equations indicates the range of the most advantageous machining parameters, for which it is possible to obtain the µm 0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 5.5 6 6.5 7 7.5 8 8.07 µm 0.698 mm 0.696 mm alpha = 45° beta = 15° (b) (a) welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(3) 2019 19 lowest values of the roughness parameters (cutting speed in the range of 25 and 32 m/s). the obtained dependence is not identical to the treatment with conventional wheel. the presented results of the singlegranular wheel show the possibility of obtaining the minimum values of the roughness parameters at the lowest feed speed, which extends the processing time. the analysis of stereometric images of treated surfaces shows that the surface has a directional character, with the depth and distance between the individual traces of treatment being uneven. the use of a multigranular wheel contributed to the lowering of the value of the spk parameter, which results in minimization of the allowance needed during lapping and increases the surface resistance to abrasive wear. surfaces grinded with conventional wheels are characterized by better lubrication properties, because the svk parameter has a higher value than in hybrid wheels. references 1. abidi m.h.; al-ahmari a.m.; siddiquee, a.n.; mian s.h.; mohammed m.k.; rasheed m.s. an investigation of the micro-electrical discharge machining of nickel-titanium shape memory alloy using grey relations coupled with principal component analysis. metals 2017, vol. 7, 486. [crossref] 2. świercz r.; oniszczuk-świercz d.; dabrowski l. electrical discharge machining of difficult to cut materials. archive of mechanical engineering 2018, vol. 65, 461–476. [crossref] 3. nowicki r.; świercz r.; oniszczuk-świercz d.; dąbrowski l.; kopytowski a. influence of machining parameters on surface texture and material removal rate of inconel 718 after electrical discharge machining assisted with ultrasonic vibration. aip conference proceedings 2018, 2017, 020019. [crossref] 4. świercz r.; oniszczuk-świercz d.; chmielewski t. multi-response optimization of electrical discharge machining using the desirability function. micromachines 2019, vol. 10, 72. [crossref] 5. klocke f.; zeis m.; klink a. interdisciplinary modelling of the electrochemical machining process for engine blades. cirp annals 2015, vol. 64, 217–220. [crossref] 6. ruszaj a.; gawlik j.; skoczypiec s. electrochemical machining – special equipment and applications in aircraft industry. management and production engineering review ,2016, vol. 7, 34–41. [crossref] 7. skoczypiec s.; ruszaj a. a sequential electrochemical–electrodischarge process for micropart manufacturing. precision engineering 2014, vol. 38, 680–690. [crossref] 8. gołąbczak m.; święcik r.; gołąbczak a.; nouveau c.; jacquet p.; blanc c. investigations of surface layer temperature and morphology of hard machinable materials used in aircraft industry during abrasive electrodischarge grinding process. materialwissenschaft und werkstofftechnik, 2018, vol. 49, 568–576. [crossref] 9. spadło s.; depczyński w.; młynarczyk p. selected properties of high velocity oxy liquid fuel (hvolf) sprayed nanocrystalline wc-co infralloytm s7412 coatings modified by high energy electric pulse. metalurgija, 2017, vol. 56, 412–414. 10. salacinski t.; winiarski m.; chmielewski t.; świercz r. surface finishing using ceramic fibre brush tools. proceedings of the 26th international conference on metallurgy and materials, metal 2017, 2017, 1220–1226. 11. oniszczuk-świercz d.; świercz r.; nowicki r.; kopytowski a.; dąbrowski l. investigation of the influence of process parameters of wire electrical discharge machining using coated brass on the surface roughness of inconel 718. aip conference proceedings 2018, 2017, 020020. [crossref] 12. chmielewski t.; szulc j.; pilat z.; badania metalograficzne spoin wykonanych hybrydową metodą pta-mag. welding technology review, 2014, vol. 86(7), 46-48. 13. mat j.; study on the grinding of inconel 718. proc. technol 55 1995. 14. żółkoś m.; gdula m.; wpływ wprowadzenia drgań ultradźwiękowych do procesu szlifowania stopu inconel 718. mechanik 89 3/17, 385-392. 15. groover m.p.; fundamentals of modern manufacturing: materials, processes and systems. 4th edition, isbn 9780470-467002, 2010. 16. sikora m.; lajmert p.; ostrowski d.; kruszyński t.; szlifowanie stopów niklu na szlifierce kłowej do wałków. mechanik 9/2014, 289-291. 17. rosik r.; wójcik r.; gradulska a.; wpływ rodzaju ziarna ściernego nowej generacji na chropowatość powierzchni inconelu 718. mechanik 8-9/2015, 285-286. https://doi.org/10.3390/met7110486 https://doi.org/10.24425/ame.2018.125437 https://doi.org/10.1063/1.5056282 https://doi.org/10.3390/mi10010072 https://doi.org/10.1016/j.cirp.2015.04.071 https://doi.org/10.1515/mper-2016-0015 https://doi.org/10.1016/j.precisioneng.2014.03.007 https://doi.org/10.1002/mawe.201700249 https://doi.org/10.1063/1.5056283 welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(3) 2019 20 acknowledgments: the authors would like to thank the organizers of the conference of the scientific school of erosion machining organized under the patronage of the technology section of the committee on machine building of polish academy of sciences for the possibility of presenting partial results of research published in this article. © 2019 by the authors. submitted for possible open access publication under the terms and conditions of the creative commons attribution (cc by) license (http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/). 201209_pspaw.pdf 57przegląd spawalnictwa 9/2012 tadeusz hejwowski anna łabacz-kęcik mikrostruktura i odporność na zużycie powłok natryskiwanych metodą płomieniowo-proszkową mieszaninami proszków microstructure and wear resistance of flame sprayed  with the powder mixture coatings dr hab. tadeusz hejwowski, prof. pl, mgr inż. anna łabacz-kęcik – politechnika lubelska. streszczenie w pracy przedstawiono wyniki badań mikrostruktury, struktury geometrycznej powierzchni oraz składu fazowego powłok natryskiwanych metodą płomieniowo-proszkową mieszaniną proszków ami 3001.2 i utp exobond 2005. wyznaczono parametry struktury geometrycznej i obliczono wymiary fraktalne profili powierzchni. wykonano badania zużycia ściernego i erozyjnego powłok. powłoki o wysokiej chropowatości wykazywały dużą odporność na zużycie ścierne. wartość zużycia zależy od składu powłoki, struktury stereometrycznej oraz właściwości powierzchni rozdziału ziaren. powłoki zawierające 30÷60% mas. utp exobond 2005 wykazują niższą wartość zużycia ściernego niż powłoki wykonane z materiałów bazowych. intensywność erozji powłok cermetalowych zawierających poniżej 50% mas. utp exobond 2005 jest mniejsza niż intensywność erozji powłoki natryskiwanej utp exobond 2005. abstract the paper presents results of investigations into microstructure, geometrical structure of the surface and phase composition of coatings flame sprayed with the mixture of ami 3001.2 and utp exobond 2005 powders. fractal dimensions and roughness parameters were evaluated. the tests of abrasive and erosive wear were done. high resistance to abrasion was revealed by high roughness coatings. wear loss of coatings depends on coating composition, stereometric structure of the surface and intersplat surface properties. coatings containing 30÷60% wt. utp exobond 2005 reveal lower wear loss in abrasion test compared to that of coatings performed from basic powders. erosion intensity of cermet coatings containing less than 50% wt. utp exobond 2005 is lower than for coating sprayed with utp exobond 2005. wstęp na ścieranie powierzchni materiału przez twarde cząstki mają wpływ mikromechanizmy zużywania: bruzdowanie – gdy objętość spęczonego materiału jest równa objętości powstałej rysy, mikroskrawanie – gdy powstają wiórki materiału, mikropękanie – gdy nacisk cząstek ścierniwa jest wystarczająco wysoki, aby spowodować powstanie systemu pęknięć oraz mikrozmęczenie spowodowane wielokrotnym spęczaniem tej samej objętości materiału. odporność na zużycie czystych metali jest wprost proporcjonalna do ich twardości, natomiast w przypadku stali obrobionych cieplnie wpływ twardości jest niższy. w większości modeli teoretycznych procesu zużycia ściernego materiałów kruchych zakłada się, że rozważana objętość materiału ulega usunięciu, gdy utworzone pęknięcia podpowierzchniowe przetną się lub gdy osiągną powierzchnię materiału. zależności teoretyczne 58 przegląd spawalnictwa 9/2012 opisujące odporność na zużycie materiału kruchego zawierają z reguły kilka wielkości charakteryzujących właściwości mechaniczne materiału, w tym twardość oraz odporność na pękanie [1, 2]. mechanizmem zużywania erozyjnego materiałów plastycznych przez cząstki stałe dla kątów padania cząstki stycznych do powierzchni jest mikroskrawanie, a dla kątów padania zbliżonych do normalnego do powierzchni – pękanie warstwy materiału utworzonej przez mikroprzekucie lub ekstruzję. intensywność erozji metali wykazuje maksimum dla kątów padania w zakresie 20÷30o, mierzonych pomiędzy kierunkiem padania cząstki i powierzchnią materiału. uszkodzenie erozyjne materiałów kruchych jest związane z powstawaniem pęknięć w erodowanym materiale [2]. w przypadku zużywania erozyjnego lub ściernego materiałów wielofazowych stosuje się zasady sumowania uszkodzeń, które opisują zużycie zależnością zawierającą udziały objętościowe faz oraz ich intensywności zużycia [3]. obiecującymi materiałami do zastosowania na elementy ulegające zużyciu erozyjno-ściernemu są natryskiwane powłoki kompozytowe nicr-wc [4, 5] oraz nicr-cr3c2 [6]. mechanizm zużywania powłok natryskiwanych jest trudny do opisu ze względu na ich budowę, obecność pęknięć w ziarnach, naprężeń własnych i niejednorodności w składzie chemicznym i fazowym ziaren. można wyróżnić następujące mechanizmy zużywania powłoki: – mikroskrawanie oraz mikrożłobienie, – pękanie ziaren, – oddzielanie ziaren wskutek pękania na powierzchni rozdzielającej ziarna. jeśli kohezja materiału powłoki jest niska, to uszkodzenie powstałe w procesie zużycia ziarna może spowodować jego usunięcie z powłoki. istotnym czynnikiem wpływającym na intensywność zużycia jest stosunek wielkości ziarna ścierniwa do wielkości ziarna powłoki. maksimum odporności na zużycie materiału kompozytowego obserwuje się często dla pośrednich składów, przykładowo dla kompozytu wc-co przy zawartości wc wynoszącej 80÷90% mas. [7]. celem pracy było zbadanie mikrostruktury, struktury powierzchni oraz odporności na zużycie powłoki natryskiwanej metodą płomieniowo-proszkową mieszaniną proszków ami 3001.2 (nicr 80/20) i utp exobond 2005 (wc w osnowie stopu ni). metodyka badań podkładki ze stali s235jr przed natryskiwaniem poddano obróbce strumieniowo-ściernej luźnym ścierniwem korundowym o wielkości ziarna 70 z wykorzystaniem własnego stanowiska do piaskowania. chropowatość przygotowanej powierzchni zmierzona w przypadkowo wybranych miejscach płyty próbnej wynosiła 5÷7 µm. powłoki wykonano metodą natryskiwania płomieniowo-proszkowego poddźwiękowego palnikiem uni-spray-jet firmy amil. warstwę wiążącą natryskiwano proszkiem ami 3001.2, nicr 80/20 (cr = 20,2%; fe = 0,45%; si = 1,2%; mn = 1,3%; c = 0,15%; ni – reszta) o wielkości ziarna -90 + 45 µm. warstwę odporną na zużycie natryskiwano mieszaniną proszków ami 3001.2 (proszek a) i utp exobond 2005 (c = 0,8%; si = 2,25%; fe = 1,6%; w = 14,4%; cr = 8%; b = 1%; al = 0,25%; ni – reszta) (proszek b) o wielkości ziarna -106 + 36 µm. przygotowaną mieszaninę proszków podawano w strumieniu argonu z własnego podajnika fluidalnego. parametry natryskiwania powłok z mieszaniny proszków były zgodne z zalecanymi do natryskiwania powłoki z proszku ami 9120: dysza do natryskiwania usj-n, dysza systemu podawania proszku n, ciśnienie tlenu 0,03 mpa, ciśnienie acetylenu 0,07 mpa, położenie zaworu acetylenu n, położenie zaworu dozowania proszku h, odległość natryskiwania 180 mm. przyczepność powłoki dwuwarstwowej ami 3001.2/ utp exobond 2005 natryskiwanej w podanych warunkach, zmierzona zgodnie z normą din en 582, wyniosła 41,6 mpa. grubość warstwy wiążącej wynosiła ok. 0,2 mm, grubość warstwy odpornej na zużycie – ok. 0,3 mm. proszek utp exobond 2005 jest stosowany do wytwarzania powłok o wysokiej odporności na zużycie oraz korozję. zalecany jest do nakładania na powierzchnie łopatek wentylatorów w celu zabezpieczenia przed erozją powodowaną przez cząstki o niewielkich rozmiarach. materiał ami 3001.2 jest stosowany do wytwarzania powłok odpornych na korozję i utlenianie oraz do wytwarzania warstw podkładowych pod natryskiwane powłoki ceramiczne. z natryskiwanych płyt próbnych wycięto próbki do badań zużycia, chropowatości oraz do badań mkrostrukturalnych. próbki przeznaczone do badań mikrostrukturalnych impregnowano żywicą epoksydową przed cięciem na przecinarce metalograficznej. zgłady metalograficzne przygotowano z wykorzystaniem szlifierko-polerki buehler metaserv z głowicą vector lc250. fotografie zgładów metalograficznych wykonano za pomocą mikroskopu optycznego nikon eclipse ma100 wyposażonego w kamerę cyfrową. badania metalograficzne ilościowe wykonano za pomocą programu image j. analizowano 10 zdjęć mikrostruktury dla każdej powłoki. w celu poprawy jakości obrazu zastosowano filtr medianowy. segmentację obrazu wykonano metodą podwójnego progowania. program zliczał liczbę pikseli o stopniach szarości 0 oraz 255. wykonano również badania powierzchni powłok na mikroskopie skaningowym zeiss ultra plus. pomiary mikrotwardości wykonano na mikroskopie neophot 2 wyposażonym w przystawkę do pomiaru metodą hanemanna. obciążenie wgłębnika wynosiło 450 mn. analizę składu fazowego wykonano za pomocą dyfraktometru rentgenowskiego hzg-4. wykorzystano promieniowanie cukα. dane pomiarowe były zbierane i opracowywane przy użyciu programu xrayan. 59przegląd spawalnictwa 9/2012 pomiary chropowatości wykonano na przyrządzie do pomiaru kształtów i chropowatości form talysurf 120 inductive firmy taylor hobson. końcówkę pomiarową stanowił diament w kształcie stożka o kącie wierzchołkowym 90o i promieniu zaokrąglenia ostrza 2 µm. do analizy fraktalnej wykorzystano programy benoit 1.3 i tisean. badania nanotwardości wykonano za pomocą nanotwardościomierza csm nht. maksymalne obciążenie wgłębnika vickersa wynosiło 150 mn, czas utrzymywania stałego obciążenia był równy 10 s. moduł younga został obliczony z wykorzystaniem modelu olivera pharra przy założeniu wartości współczynnika poissona ν = 0,3. badania erozyjne wykonano na własnym stanowisku badawczym, w którym ścierniwo przyspieszano w dyszy zasilanej sprężonym powietrzem. wykorzystano mieliwo kwarcowe o wielkości ziaren < 0,1 mm. prędkość cząstek ścierniwa zmierzona metodą dwóch tarcz wynosiła 61 m/s. dla każdej powłoki badania powtarzano 3-krotnie. określano stosunek ubytku masy próbki do masy ścierniwa wykorzystanego w teście. badania ścieralności wykonano za pomocą testera t07. siła docisku próbki do pokrytej gumą rolki – przeciwpróbki wynosiła 22 n, czas testu ograniczono do 180 s, aby nie spowodować perforacji powłoki. zmierzone ubytki masy odnoszono do próbki kontrolnej wykonanej ze stali s235jr, badanej w identycznych warunkach. dla każdej powłoki badania powtarzano 3-krotnie. wyniki badań i dyskusja dyfraktogramy otrzymane w badaniach składu fazowego powłok natryskiwanych przedstawiono na rysunkach 1÷3. badania składu fazowego powłoki natryskiwanej proszkiem ami 3001.2 ujawniły głównie roztwór stały niklu krystalizujący w układzie regularnym powierzchniowo centrowanym. stwierdzono również obecność nio w układzie heksagonalnym. uzyskane wyniki są zbieżne z pracą [8]. mikrostruktura powłoki natryskiwanej proszkiem utp exobond 2005 zawiera roztwór stały niklu, cząstki węglików wc i w2c oraz wydzielenia borku ni3b. wyniki badań są zbieżne z podanymi w pracy [9]. dyfraktogram powłoki natryskiwanej mieszaniną proszków zawierającą 60% utp exobond 2005 jest superpozycją dyfraktogramów przedstawionych na rysunku 1 i 2. nie stwierdzono pojawienia się nowych faz. mikrostrukturę powłoki natryskiwanej mieszaniną proszków zawierającą 40% utp exobond 2005 pokazano na rysunku 4. widoczna jest znaczna porowatość powłoki. można zauważyć w powłoce cząstki, które podczas natryskiwania osiągnęły powierzchnię w stanie stałym, co obniża kohezję powłoki. proszki wykorzystane do natryskiwania różnią się znacznie właściwościami, np. temperatura topnienia proszku rys. 1. dyfraktogram powłoki natryskiwanej proszkiem ami 3001.2 fig. 1. xrd pattern of coating sprayed with ami 3001.2 rys. 2. dyfraktogram powłoki natryskiwanej proszkiem utp exobond 2005 fig. 2. xrd pattern of coating sprayed with utp exobond 2005 powder rys. 3. dyfraktogram powłoki natryskiwanej mieszaniną proszków zawierającą 60% mas. utp exobond 2005 fig. 3. xrd pattern of coating sprayed with the mixture containing 60 wt% utp exobond 2005 60 przegląd spawalnictwa 9/2012 utp exobond 2005 wynosi ok. 1050oc, a proszku ami 3001.2 – 1420oc. może to być przyczyną zwiększenia chropowatości dla pośrednich składów mieszanin proszkowych. stwierdzono w niektórych powłokach występowanie porów lub pęknięć sięgających warstwy wiążącej, których prawdopodobną przyczyną były naprężenia powstałe podczas formowania lub stygnięcia powłoki. wygląd powierzchni powłoki natryskiwanej proszkiem utp exobond 2005 przedstawiono na rysunku 5. obraz jest typowy dla powłok natryskiwanych. obserwuje się niewielki udział porowatości otwartej. wygląd sugeruje dobrą kohezję powłoki. nie występują pęknięcia w powłoce. powierzchnia powłoki natryskiwanej mieszaniną proszków zawierającą 40% mas. utp exobond 2005 ma wyższy w porównaniu do poprzedniej powłoki udział porowatości otwartej (rys. 6). wygląd sugeruje niższą kohezję powłoki. widoczne są cząstki o kształcie sferycznym, które podczas natryskiwania nie były stopione. można zauważyć pęknięcia ziaren powłoki. na rysunku 7 przedstawiono zależność porowatości powłoki od udziału masowego proszku utp exobond 2005 w mieszaninie. najwyższą porowatość 20,93% stwierdzono dla powłoki natryskiwanej proszkiem nicr. porowatość powłoki natryskiwanej proszkiem utp 2005 wynosi 13,8%. zwiększenie udziału masowego proszku utp 2005 do zawartości 70% powoduje obniżenie porowatości do wartości 12,4%. zależność parametrów struktury geometrycznej powierzchni powłok od udziału masowego proszku utp 2005 przedstawiono na rysunku 8. najwyższe wartości odpowiadają zawartości proszku utp exobond 2005 w zakresie 40÷50%. najniższa wartość ra = 9,3 µm odpowiada powłoce natryskiwanej proszkiem utp exobond 2005, a dla powłoki natryskiwanej ami 3001.2 ra = 15,6 µm. najwyższą wartość ra = 24,9 µm stwierdzono dla powłoki zawierającej 40% mas. utp exobond 2005. wszystkie parametry chropowatości wykazywały podobne zależności od składu mieszaniny. rys. 4. mikrostruktura powłoki natryskiwanej mieszaniną zawierającą 40% mas. utp exobond 2005, 120x fig. 4. microstructure of coating sprayed with the mixture containing 40 wt. % utp exobond 2005, magn. 120x rys. 5. powierzchnia powłoki natryskiwanej proszkiem utp exobond 2005, sem fig. 5. appearance of coating surface sprayed with utp exobond 2005, sem rys. 6. powłoka natryskiwana mieszaniną proszków zawierającą 40% mas. utp exobond 2005, sem fig. 6. appearance of coating surface sprayed with the mixture containing 40 wt. % utp exobond 2005, sem rys. 7. zależność porowatości od składu powłoki fig. 7. dependence of porosity on coating composition 61przegląd spawalnictwa 9/2012 rys. 8. zależność parametrów chropowatości od składu powłoki fig. 8. dependence of roughness parameters on coating composition analiza fraktalna może być uważana za metodę opisu struktury powierzchni komplementarną w stosunku do tradycyjnych metod wyznaczania parametrów chropowatości. metody fraktalne są stosowane z powodzeniem do opisu mikrostruktury materiałów oraz w badaniach mechanizmu zużycia. na przykład, analiza fraktalna może być także stosowana w celu scharakteryzowania układu porów w materiałach [10], określania wpływu kształtu wydzieleń grafitu na właściwości mechaniczne żeliwa ciągliwego [11], określenia związku pomiędzy odpornością na pękanie stali i strukturą powierzchni przełomu [12], czy też wpływu struktury powierzchni na twardość powłok ti + ti(c,n) nanoszonych metodą magnetronową [13]. stwierdzono, że analiza fraktalna konturu cząstek zużycia umożliwia identyfikację jego rodzaju i diagnostykę stanu węzła tarcia [14]. metody analizy fraktalnej znalazły także zastosowanie do opisu właściwości powłok natryskiwanych. przyczepność natryskiwanych powłok ceramicznych zależy od właściwości powierzchni natryskiwanej. w pracach [15, 16] przedstawiono związek pomiędzy przyczepnością i parametrami fraktalnymi opisującymi natryskiwaną powierzchnię. wymiary fraktalne określono następującymi metodami: analizy r/s (dr/s), power spectrum (ds), roughness-length (dr), metodą wariogramu (dv) oraz metodą wavelets (dw). wymiar korelacyjny d2 określono metodami ami (average mutual information) oraz fnm (false nearest neighbours method). analizy fraktalne wykonano za pomocą programów benoit 1.3 i tisean na plikach współrzędnych punktów profilu zapisanych przy użyciu przyrządu form talysurf 120 inductive. wyniki analizy przedstawiono na rysunkach 9÷11. maksymalna wartość wykładnika hursta odpowiada zawartości proszku utp exobond 2005 w powłoce równej 80%. wartości minimalne wymiaru korelacyjnego odpowiadają zawartościom utp exobond 2005 w zakresie 40÷70%. nie stwierdza się zależności pomiędzy wartością intensywności erozji lub odpornością rys. 9. zależność wartości wymiarów fraktalnych od składu powłoki fig. 9. dependence of fractal dimensions on coating composition rys. 10. zależność wykładnika hursta od składu powłoki fig. 10. dependence of hurst exponent on coating composition rys. 11. zależność wymiaru korelacyjnego od składu powłoki fig. 11. dependence of correlation dimensions on coating composition 62 przegląd spawalnictwa 9/2012 na zużycie ścierne a parametrami obliczonymi metodami analizy fraktalnej. wykazano słabszą niż w przypadku klasycznych parametrów opisujących strukturę powierzchni zależność od składu proszku stosowanego do natryskiwania. wymiary fraktalne wykazują różne zależności od składu proszków stosowanych do natryskiwania. wadą metody stykowej pomiaru chropowatości jest odkształcanie ziaren powłoki powodowane przez przemieszczającą się końcówkę pomiarową oraz rozmiar końcówki pomiarowej uniemożliwiający wniknięcie w małe zagłębienia, co niewątpliwie miało wpływ na uzyskane wartości parametrów chropowatości i wyniki analiz fraktalnych. wyniki badań mikrotwardości i nanotwardości podano w tablicy. pomiary mikrotwardości i nanotwardości wykonano na zgładach poprzecznych powłok natryskiwanych proszkami ami 3001.2, utp exobond 2005 oraz na powłokach o składach pośrednich. ze względu na częściowe pokrywanie się zakresów twardości ziaren natryskiwanych tymi materiałami, w tablicy i podano wyniki otrzymane dla powłok wykonanych z materiałów bazowych. w celu określenia zakresu twardości wykonano 20 pomiarów. stosunkowo duże zakresy mierzonych właściwości są związane z występującymi w powłoce naprężeniami własnymi oraz niejednorodnością składu chemicznego i fazowego. wartość względnego zużycia ściernego zależy zarówno od składu chemicznego powłoki, jak i porowatości, budowy granic ziaren oraz obecności pęknięć. powłoki natryskiwane mieszaniną proszków zawierającą 30÷60% utp exobond 2005 wykazywały mniejszą wartość zużycia względnego niż powłoki natryskiwane proszkami ami 3001.2 lub utp exobond 2005. nie stwierdzono wyraźnej zależności zużycia względnego od porowatości. wyższe odporności na ścieranie wykazują powłoki o większej chropowatości. wyniki badań zużycia powłok przedstawiono na rysunku 12 i 13. wyższą intensywność erozji stwierdzono dla powłoki natryskiwanej proszkiem utp exobond 2005 niż dla ami 3001.2. intensywność erozji osiągnęła maksymalną wartość dla powłoki zawierającej 80% proszku utp exobond 2005. powłoki natryskiwane mieszaninami zawierającymi powyżej 50% mas. nicr wykazują niższą intensywność erozji w porównaniu do powłoki natryskiwanej proszkiem utp exobond 2005. badania erozyjne prowadzono dla kąta padania ziaren ścierniwa normalnego do powierzchni. w takich warunkach testu niską intensywność erozji wykazują materiały o niewielkiej twardości. zwiększenie zawartości materiału ami 3001.2 w powłoce powoduje obniżenie intensywności erozji ze względu na wzrost udziału ziaren plastycznych, ale jednocześnie zastosowanie mieszaniny znacznie różniących się właściwościami proszków do natryskiwania powoduje pogorszenie kohezji powłoki. nie stwierdzono występowania związku pomiędzy intensywnością erozji i chropowatością powłok. obserwacje zgładów poprzecznych powłok wykazały w niektórych powłokach obecność pęknięć i porowatości otwartej, nie stwierdzono jednak wyraźnego wpływu składu chemicznego powłoki na to zjawisko. nie stwierdzono istotnej zależności pomiędzy występowaniem porowatości otwartej oraz pęknięciami tablica. wyniki badań twardości powłok table. results of hardness measurements powłoka nanotwardość, hv mikrotwardość, hv moduł younga, gpa zakres wartość średnia zakres wartość średnia zakres wartość średnia ami 3001.2 258,2÷424,7 336,0 221÷465 296 67,2÷114,8 93,2 utp exobond 2005 374,7÷1043,2 698,3 206,6÷726 478,8 101,31÷146,98 121,4 rys. 12. zależność względnego zużycia ściernego od zawartości proszku utp exobond 2005 fig. 12. dependence relative abrasive wear loss on the content of utp exobond 2005 powder rys. 13. zależność intensywności erozji od zawartości proszku utp exobond 2005 fig. 13. dependence of erosion intensity on the content of utp exobond 2005 powder 63przegląd spawalnictwa 9/2012 w powłoce i wartościami intensywności erozji lub odporności na zużycie ścierne. powierzchnie powłok po badaniach tribologicznych pokazano na rysunkach 14÷16. widok powierzchni powłoki (rys. 14) wskazuje, że podczas erozji następuje usuwanie jej nierówności. można zauważyć wpływ porowatości powłoki na przebieg erozji. obraz powierzchni świadczy o wysokim udziale kruchego pękania podczas erozji. na powierzchni widać odsłonięte cząstki węglika wolframu. twardość cząstek mieliwa kwarcowego wynosi ok. 1100 hv i jest niższa od twardości wydzieleń węglika, który zostaje usunięty z materiału powłoki dopiero wskutek zużycia erozyjnego osnowy otaczającej węglik. podczas testu ścieralności powłoki cermetalowej nastąpiło ścinanie nierówności powierzchni. proces zużycia jest nasilony na granicy ziaren powłoki (rys. 15). podczas ścierania powłoki natryskiwanej proszkiem ami 3001.2 następuje usuwanie nierówności powierzchni. widok powierzchni sugeruje niską kohezję powłoki i możliwość usuwania dużych fragmentów ziaren podczas zużycia ściernego (rys. 16). rys. 14. powierzchnia powłoki natryskiwanej utp 2005 po erozji, sem fig. 14. surface of coating sprayed with utp 2005 after erosion, sem rys. 15. powierzchnia powłoki natryskiwanej mieszaniną zawierającą 40% utp 2005 po badaniach zużycia ściernego, sem fig. 15. surface of coating sprayed with the mixture containing 40 wt. % utp 2005 after erosion test, sem rys. 16. powierzchnia powłoki natryskiwanej proszkiem ami 3001.2 po badaniach ścieralności, sem fig. 16. surface of coating sprayed with ami 3001.2 after abrasion test, sem wnioski wartość zużycia zależy od składu powłoki, struktury stereometrycznej powierzchni oraz właściwości powierzchni rozdziału ziaren. powłoki o wysokiej chropowatości wykazywały niską wartość zużycia ściernego. powłoki zawierające 30÷60% mas. utp exobond 2005 wykazują mniejsze zużycie ścierne od powłok wykonanych z materiałów bazowych. intensywność erozji powłok cermetalowych zawierających poniżej 50% mas. utp exobond 2005 jest niższa od intensywności erozji powłoki natryskiwanej utp exobond 2005. 64 przegląd spawalnictwa 9/2012 literatura [1] zum gahr k.-h.: microstructure and wear of materials. elsevier. nowy jork 1987. [2] hejwowski t.: studium procesów zużywania erozyjnego, ściernego i zmęczenia cieplnego elementów maszyn oraz kształtowanie struktur o korzystnych właściwościach eksploatacyjnych. wydawnictwo uczelniane politechniki lubelskiej 2003. [3] hejwowski t.: wpływ mikrostruktury i składu chemicznego stopów na osnowie żelaza na ich odporność na zużycie ścierne oraz erozyjne. inżynieria materiałowa 2 (2010). [4] stack m.m., chacon-nava j., jordan m.p.: elevated temperature erosion of range of composite layers of ni-cr based functionally graded material. materials science and technology 12 (1996). [5] hoop p.j., allen c.: the high temeperature erosion of commercial thermally sprayed metallic and cermet coatings by solid particles. wear 223-235 (1999). [6] matthews s., james b., hyland m.: the role of microstructure in the mechanism of high velocity erosion of cr3c2nicr thermal spray coatings: part i – as-sprayed coatings. surface and coatings technology 203 (2009). [7] pennefather r.c., hankey s.e., hutchings r. and ball a.: recent observations of the erosion of hard materials. materials science and engineering a105/106 (1988). [8] mahesh r.a., jayaganthan r., prakash s.: microstructural characteristics and mechanical properties of hvof sprayed nicral coating on superalloys. journal of alloys and compounds 468 (2009). [9] lim l.c., ming q., chen z.d.: microstructure of laser-clad nikel-based hardfacing alloys. surface and coatings technology 106 (1998). [10] bernal j.l.p., bello m.a.: fractal geometry and mercury porosimetry. comparison and application of proposed models on building stones. applied surface science 185 (2001). [11] li j., lu l., lai m.o.: quantitative analysis of the irregularity of graphite nodules in cast iron. materials characterization 45 (2000). [12] su y., lei w.-s.: relationship between fracture toughness and fractal dimension of fracture surface of steel. international journal of fracture 106 (2000). [13] kwaśny w., dobrzański l.a., pawlyta m., gulbiński w.: fractal nature of surface topography and physical properties of the coatings obtained using magnetron sputtering. journal of materials processing technology 157-158 (2004). [14] wrona m.: zastosowanie metod fraktalnych do analizy cząstek zużycia. tribologia 2 (2003). [15] amada s., hirose t.: planar fractal characteristics of blasted surfaces and its realtion with adhesion strength of coatings. surface and coatings technology 130 (2000). [16] amada s., yamada h.: introduction of fractal dimension to adhesive strength evaluation of plasma-sprayed coatings. surface and coatings technology 78 (1996). 201113_pspaw.pdf 3przegląd spawalnictwa 13/2011 radosław karczewski jan płowiec wojciech spychalski andrzej zagórski charakterystyki sygnałów akustycznych podczas obciążania wybranych stali konstrukcyjnych wykorzystywanych do budowy urządzeń ciśnieniowych characteristics of acoustic emission signals generated  during the loading of selected structural steels used  in the construction of pressure equipment radosław karczewski, andrzej zagórski – politechnika warszawska, jan płowiec, wojciech spychalski – materials engineers group. streszczenie badania w statycznej próbie rozciągania z równoczesną rejestracją sygnałów akustycznych w materiałach wykorzystywanych do budowy urządzeń ciśnieniowych, pozwalają istotnie poszerzyć wiedzę o mechanizmach zniszczenia. badania prezentowane w artykule obejmowały zarówno materiały w stanie dostawy, jak i po długim okresie ich eksploatacji. celem pracy było poznanie charakterystyk sygnałów emisji akustycznej generowanych w zakresie sprężystym i plastycznym. do badań wykorzystano płaskie próbki z karbem i bez karbu. poddawano je próbom według różnych schematów obciążenia. pozwoliło to stwierdzić wpływ degradacji na charakterystyki akustyczne stali 15hm. w przypadku stali k18 ujawnił się wpływ wielkości ziarna na otrzymane charakterystyki akustyczne. abstract static tensile tests with simultaneous recording of acoustic signals generated in the material significantly extend knowledge about the mechanisms of failure. research conducted in this paper concerned with both the as supplied material, and after a long period of exposure to service conditions. the aim of this study was to identify the characteristics of acoustic emission signals generated in plastic and elastic range of deformations. flat notched and un-notched samples were used in this study. the samples were subjected to different loadings representative of in-service conditions. the signals indicating degradation of steel 15hm were determined. in the case of steel k18 the influence of grain size was revealed. wstęp na przestrzeni ostatnich dziesięcioleci, powstało duże zapotrzebowanie na metody umożliwiające monitorowanie procesów zachodzących w materiałach pracujących pod długotrwałym działaniem obciążeń, szczególnie w agresywnych warunkach środowiskowych. szerokie możliwości w tym zakresie dają badania ndt [1]. badania te szybko znalazły zastosowanie w wielu gałęziach przemysłu, a ich rozwój obserwowany jest do dziś. jedną z technik badawczych do oceny konstrukcji inżynierskich jest metoda emisji akustycznej (at) [2]. podstawową jej zaletą jest możliwość zbadania całego urządzenia bez przerywania jego pracy. wynikiem badania jest wskazanie miejsc, w których znajdują 4 przegląd spawalnictwa 13/2011 się potencjalne nieciągłości materiału oraz opis ich aktywności [3]. zastosowanie odpowiednich procedur pozwala również, na podstawie analizy otrzymanych wyników, dokonać klasyfikacji ujawnionych źródeł akustycznych pod względem zagrożenia, jakie stanowią dla badanej konstrukcji. prawidłowy pomiar sygnałów emisji akustycznej (ae) wymaga opracowania procedur pomiarowych, indywidualnych dla każdego badanego urządzenia. procedury te uwzględniają charakter pracy urządzenia – specyfikę stanu obciążenia, jego budowę, i warunki pracy. dodatkowo, charakterystyka akustyczna materiału ma istotny wpływ na prawidłowość pomiaru oraz interpretację uzyskiwanych wyników. zależna jest ona m.in. od gatunku materiału, stopnia jego degradacji, wielkości i ułożenia wady, a także od sposobu obciążania w trakcie badania. charakterystyki akustyczne materiałów wyznaczane są na podstawie badań laboratoryjnych i stanowią wzorzec do interpretacji wyników pomiarów rzeczywistych obiektów przemysłowych. metodyka badań materiały do badań do badań wytypowano następujące gatunki stali: 15hm (13crmo4-5 wg en 10028-2 lub a387 (12) wg astm) oraz k18 (a105 gr. b / a106 gr.b-95 wg astm), które są stosowane do budowy urządzeń ciśnieniowych. materiał do badań stanowiły wycinki nieeksploatowane oraz eksploatowane. w rurociągach pracujących w agresywnym środowisku wodoru lub w wysokiej temperaturze. rurociągi te zostały wyłączone z dalszej eksploatacji ze względu na wykrycie w nich nieciągłości materiałowych w postaci rozwarstwień lub pęcherzy wodorowych oraz postępującej degradacji powierzchniowej, jak i wewnętrznej materiału. warunki pracy rurociągów zebrano w tablicy i. próbki wytrzymałościowe z wycinków zostały wycięte w kierunku równoległym do osi rurociągu wg pn-en 10002-1:2004 (rys. 1). dodatkowo wykonano w nich nacięcie (karb) w kształcie podwójnej litery „v” – w środkowej części pomiarowej próbki. w miejscu karbu zostało wytworzone przepęknięcie. obecność karbu powoduje lokalny wzrost naprężeń, szczególnie w pobliżu wierzchołków, co ma wpływ na wzrost maksymalnej energii sygnałów ae, przy jednoczesnym wzroście ich czasu trwania. rurociąg, z którego pobierano wycinki do badań na skutek warunków pracy uległ degradacji. w stanie wyjściowym wybrane stale te charakteryzują się strukturą ferrytyczno-perlityczną. badania z wykorzystaniem mikroskopii świetlnej pozwoliły na zobrazowanie mikrostruktury materiałów użytych do badań. otrzymane obrazy mikrostruktury stali pokazano na rysunku 2. próbka ze stali 15hm w stanie po eksploatacji wykazuje cechy degradacji mikrostruktury. widoczna jest mikrostruktura ferrytyczna z węglikami powstałymi na skutek rozpadu perlitu oraz wydzielania węglików na granicach ziaren. przemiany te zaszły ze względu na wysoką temperaturę pracy rurociągu. mikrostruktura stali k18 w stanie po eksploatacji nie wykazuje śladów degradacji. biorąc pod uwagę niską temperaturę pracy rurociągu, należy uznać, że obserwowana gruboziarnista struktura powstała podczas wytwarzania elementów rurociągu i jest typowa dla materiału w stanie dostawy. tablica i. warunki pracy badanych materiałów table i. work conditions of tested materials stal ciśnienie temperatura, °c środowisko czas pracy h k18 13,2 mpa 54 węglowodory, wodór, siarkowodór, woda, sole amonowe 50 000 15hm 35 bar 530 węglowodory 160 000 rys. 1. kształt i wymiary próbek do badania metodą at: a) z karbem, b) bez karbu; wymiary w mm fig. 1. shape and dimensions of samples for at test: a) with notch, b) without notch; dimensions in mm rys. 2. mikrostruktury badanych materiałów, pow. 200x fig. 2. microstructures of tested materials, magn. 200x 15hm k18 s ta n w yj śc io w y s ta n po e ks pl oa ta cj i 5przegląd spawalnictwa 13/2011 zastosowane techniki badawcze w celu zbadania charakterystyk sygnałów ae, przeprowadzone zostały badania wytrzymałościowe materiałów z równoczesną rejestracją sygnałów akustycznych. badania at w trakcie statycznej próby rozciągania, zostały przeprowadzone na stanowisku badawczym składającym się z aparatury pomiarowej ae oraz maszyny wytrzymałościowej. w skład aparatury pomiarowej wykorzystywanej w badaniach wchodził: system pomiarowy amsy-5: m6-2 firmy vallen z sześcioma kartami pomiarowymi asip-2 do rejestracji i przetwarzania sygnału ae; czujniki: vs150-ric, vs160-ns, vs375-m. pomiar at przeprowadzono przez statyczne rozciąganie próbek bez karbu i z karbem do zerwania. dodatkowo porównano wykresy rozciągania stali pod kątem wpływu przebiegu krzywych, na wyniki pomiaru ae. w pomiarach została użyta statyczna maszyna wytrzymałościowa zwick/roell z050 pracująca w zakresie siły do 50 kn, z klinowymi uchwytami mechanicznymi do próbek płaskich. schemat stanowiska badawczego został pokazany na rysunku 3. badania at polegały na scharakteryzowaniu sygnałów akustycznych podczas odkształcania materiału. w tym celu analizie i porównaniu poddano szereg parametrów, takich jak: amplituda, częstotliwość sygnałów, liczba zliczeń, energia skumulowana, rms, czas trwania sygnałów, tempo zliczeń. parametry te odnoszono zarówno do przyłożonych naprężeń jak i czasu od momentu ich przyłożenia. stworzono w tym celu wykresy, obrazujące zmiany wartości wybranych parametrów. obszerność wykonanej analizy, spowodowała, że w artykule umieszczono tylko reprezentatywne wykresy. z wytypowanych parametrów w trakcie badania szczególny nacisk skupiono na interpretacji liczby zliczeń przekroczenia poziomu dyskryminacji sygnałów ae, średniej wartości skutecznej sygnału elektrycznego rms oraz energii sygnałów ae. parametry te, wg autorów, najlepiej pozwoliły zróżnicować materiał pod względem wpływu postępującej degradacji na charakterystyki akustyczne. wyniki badań pomiar ae zarejestrowany podczas rozciągania próbek ze stali 15hm wizualizacja wyników badań at przy użyciu aplikacji visual ae™ przedstawiona na rysunku 4, ujawniła zwiększoną aktywność i intensywność sygnałów ae dla materiału po eksploatacji, w porównaniu ze stanem wyjściowym. podczas rozciągania próbek ze stali 15hm w stanie eksploatowanym występują sygnały ae o wyższej amplitudzie. ponadto, odnotowano większą aktywność ae w tym stanie manifestowaną przez zwiększoną liczbę zarejestrowanych zliczeń sygnałów ae. charakterystyczne jest również w materiale po eksploatacji, że dla obu typów próbek, większa liczba sygnałów ae występuje po przekroczeniu granicy plastyczności. próbki wycięte z materiału w stanie wyjściowym wykazują wyższą intensywność oraz aktywność, występuje w stanie sprężystym. w zakresie wyraźnej granicy plastyczności oraz odkształceń plastycznych, materiał w stanie wyjściowym cechuje się niewielką intensywnością i aktywnością akustyczną. statyczne rozciąganie próbek z karbem stali w stanie po eksploatacji ujawnia zwiększoną liczbę zdarzeń w zakresie sprężystym. intensywność ta maleje po przekroczeniu granicy plastyczności. do osiągnięcia granicznej wytrzymałości na rozciąganie liczba rejestrowanych sygnałów rośnie nieznacznie. tuż przed zerwaniem próbki zarejestrowano nagły skok rejestrowanych sygnałów, którą należy tłumaczyć nagłym rozwojem pęknięcia w próbce. próbka bez karbu w próbie rozciągania wykazuje znacznie większą aktywność i intensywność ae w stanie sprężystym w porównaniu do próbki bez karbu w tym samym stanie wyjściowym, co może być efektem poddawania próbki z karbem cyklicznym obciążeniom w czasie wytwarzania przedpęknięcia. wzrost aktywności akustycznej dla próbki z karbem jest prawdopodobnie związany z obecnością w materiale w stanie po eksploatacji mikro-uszkodzeń w postaci mikropustek, które poddane naprężeniom, generują znaczną liczbę sygnałów akustycznych. rys. 3. stanowisko badawcze do pomiarów ae podczas statycznej próby rozciągania fig. 3. station for ae measurement during static tensile test tablica ii. wartości średnie wybranych parametrów ae zmierzone dla próbek ze stali 15hm table ii. the average value of selected ae parameters measured for 15hm steel próbki bez karbu próbki z karbem liczba zliczeń powyżej progu dyskryminacji energia eu liczba zliczeń powyżej progu dyskryminacji energia eu stan wyjściowy 11 27 9 9 stan po eksploatacji 48 88 30 38 6 przegląd spawalnictwa 13/2011 na przedstawiony powyżej charakter intensywności i aktywności akustycznej przekładają się wartości parametrów: zliczeń powyżej progu dyskryminacji oraz energii sygnałów ae. dla próbek w stanie po eksploatacji wartości tych parametrów są dużo wyższe niż dla materiału w stanie wyjściowym, co pokazuje tablica ii. pomiar ae zarejestrowany podczas rozciągania próbek ze stali k18 wyniki dla próbek wykonanych ze stali k18 przedstawiono na rysunku 5 w postaci wykresów amplitudy sygnałów ae w funkcji czasu rejestracji dla próbek w stanie po eksploatacji oraz w stanie wyjściowym. jako miarę intensywności procesów akustycznych zastosowano zatem wielkość amplitudy [4]. z kolei o aktywności procesu świadczy liczba zarejestrowanych zdarzeń. porównując uzyskane wykresy amplitudy w funkcji pomiaru dla stali k18, możemy zaobserwować, że sygnały dla próbki eksploatowanej charakteryzują się niższą intensywnością. co po eksploatacji można wytłumaczyć gruboziarnistą strukturą badanego materiału. tablica iii. wartości średnie wybranych parametrów ae zmierzone dla próbek ze stali k18 table iii. the average value of selected ae parameters measured for k18 steel próbki bez karbu próbki z karbem liczba zliczeń powyżej progu dyskryminacji energia eu liczba zliczeń powyżej progu dyskryminacji energia eu stan wyjściowy 16 20 61 192 stan po eksploatacji 5 5 5 5 próbki bez karbu próbki z karbem s ta n w yj śc io w y s ta n po e ks pl oa ta cj i rys. 4. amplituda sygnałów ae oraz obciążenie próbki w funkcji czasu podczas statycznej próby rozciągania próbek ze stali 15hm fig. 4. ae signals amplitude and load as the time function in the static tensile test of 15hm steel jednocześnie sygnały zarejestrowane dla próbki w stanie po eksploatacji cechują się większą aktywnością, co przejawia się ich większą liczbą. podobnie jak dla stali 15hm, opisana intensywność i aktywność parametrów ae również odwzorowuje się w przytoczonych parametrach sygnałów ae. na niską intensywność sygnałów ae zarejestrowanych podczas rozciągania stali k18 materiału w stanie po eksploatacji przekłada się adekwatnie niska energia oraz mała liczba zliczeń powyżej progu dyskryminacji, co przedstawia tablica iii. 7przegląd spawalnictwa 13/2011 próbki bez karbu próbki z karbem s ta n w yj śc io w y s ta n po e ks pl oa ta cj i rys. 5. amplituda zarejestrowanych sygnałów ae oraz obciążenie próbki w funkcji czasu podczas statycznej próby rozciągania próbek ze stali k18 fig. 5. ae signals amplitude and load as the time function in the static tensile test of k18 steel literatura [1] pn-en 473:2008: badania nieniszczące. kwalifikacja i certyfikacja personelu badań nieniszczące. zasady ogólne. [2] pn-en 1330-9:2009: badania nieniszczące. terminologia. część 9. terminy stosowane w badaniach emisją akustyczną. [3] zagórski a., spychalski w. l., schmidt j., kurzydłowski k. j.: nowoczesne metody badania zbiorników i rurociągów. [4] baranov v., kudryavtsev e., sarychev g., schavelin v.: acoustic emission in friction, tribology and interface engineering series no. 53 series editor: b.j. briscope elsevier. [5] malecki i., ranachowski j.: emisja akustyczna, źródła, metody, zastosowania; biuro pascal, warszawa, 1994. [6] materiały szkoleniowe phisical acoustic corporation, level ii ndt encyklopedia. [7] karczewski r.: wyznaczanie charakterystyk sygnałów akustycznych generowanych podczas obciążania wybranych stali konstrukcyjnych wykorzystywanych do budowy urządzeń ciśnieniowych; praca magisterska, politechnika warszawska, wydział inżynierii materiałowej, 2009. wnioski uzyskane w trakcie badań wyniki świadczą, że degradacja materiałów w toku ich wieloletniej eksploatacji, skutkuje charakterystycznymi sygnałami ae podczas obciążania. interpretacja sygnałów ae, zbieranych podczas badań w terenie urządzeń ciśnieniowych po różnym okresie pracy (stopniu degradacji), może zostać w znacznym stopniu poszerzona poprzez analizę sygnałów zarejestrowanych w próbkach materiałów o porównywalnej historii pracy poddanych obciążeniu w warunkach laboratoryjnych. ważne jest przy tym zastosowanie odpowiednich warunków obciążenia adekwatnych do warunków pracy urządzenia. ponadto należy rozpatrzeć stan naprężeń, w jakich pracował dany materiał w celu uwzględnienia wpływu efektu kaisera [5, 6]. skuteczna analiza wymaga rozpatrzenia wielu parametrów sygnałów ae oraz ich wzajemnej zależności. przedstawione w pracy charakterystyki sygnałów ae umożliwiły uwypuklenie różnic, w zależności od typu materiału, jego stanu oraz charakteru zniszczenia. 201405_pspaw_5584.pdf 43przegląd spawalnictwa 5/2014 spawanie hybrydowe (laser + mag) paneli ścian szczelnych kotłów energetycznych ze stali 7crmovtib10-10 hybrid laser welding (laser + mag) of membrane  walls panels of power boilers from 7crmovtib10-10 dr inż. wojciech gawrysiuk – energoinstal s.a. autor korespondencyjny/corresponding author: wgawrysiuk@energoinstal.pl streszczenie problemy przy spawaniu łukiem krytym paneli ścian szczelnych z nowej bainitycznej stali 7crmovtib10-10 przyczyniły się do poszukiwania innych technologii wytwarzania paneli z tej stali. jedną z nowo opracowanych technologii jest spawanie hybrydowe laser + mag. w pracy przedstawiono wyniki prób spawania paneli ścian szczelnych ze stali 7crmovtib10-10 (t/p24) na nowym stanowisku w centrum innowacyjnych technologii laserowych wyposażonym w dwa lasery o mocy 12 kw każdy. słowa kluczowe: ściany szczelne, spawanie hybrydowe abstract problems with the submerged arc welding membrane walls panels made from the new bainitic steel 7crmovtib 10-10 contributed to the search for other production technology of the panels. one of the newly developed technology is the hybrid welding laser + mag. this paper presents the results of tests of welding membrane walls panels made of 7crmovtib10-10 (t/p24) in a new plant at the center of innovative laser technologies equipped with two lasers with power 12 kw each. keywords: membrane wall, hybrid welding wojciech gawrysiuk wstęp spawanie hybrydowe laser + mag jest unikatową w skali światowej technologią spawania ścian szczelnych kotłów energetycznych. energoinstal sa do tej pory wykonał 2 kotły w polsce oraz 6 kotłów w europie przy zastosowaniu technologii hybrydowej oraz panele ścian szczelnych na remonty kilku kotłów w polsce (np. w opolu) i za granicą (niemcy, holandia, rosja). technologia spawania hybrydowego paneli ścian szczelnych w stosunku do powszechnie stosowanej metody spawania łukiem krytym charakteryzuje się m.in. (rys. 1): – kilkakrotnie mniejszą spoiną i mniejszą strefą wpływu ciepła haz, – 5-krotnie mniejszym zużyciem drutu spawalniczego, – większą prędkością spawania dochodzącą do 3 m/min, – pełnym przetopem nawet przy różniących się grubościach ścianek rury (3 mm) i płaskownika (8 mm). rys. 1. złącze rura – płaskownik ściany szczelnej ze stali 16mo3 spawanej: a) dwustronnie łukiem krytym z prędkością 1 m/min; b) jednostronnie hybrydowo z prędkością 3 m/min; c) dwustronnie hybrydowo z prędkością 3 m/min, d) połączenie rury o grubości ścianki 3 mm i płaskownika o grubości 8 mm fig. 1. plate-tube welded joint in the 16mo3 steel membrane wall: a) double side weld made by saw with welding speed of 1 m/mm, b) single side weld made by hybrid welding with welding speed of 3 m/min, c) double side weld made by hybrid welding with welding speed of 3 m/min, d) joint of 3 mm thick tube and 8 mm plate a) b) c) d) 44 przegląd spawalnictwa 5/2014 powszechna opinia o dobrej spawalności stali t/p24 zaczęła ulegać modyfikacji od 2007 r. z powodu pęknięć, które uwidoczniały się nawet przez kilka tygodni (miesięcy) po wytworzeniu paneli. obecnie producenci kotłów stosują wiele zabiegów ograniczających pękanie ścian szczelnych z t/p24 m.in. przez [6÷8]: – podgrzewanie wstępne do temp. min. 100oc, – zwiększenie energii liniowej w wyniku dalszego zmniejszania prędkości spawania łukiem krytym poniżej 0,7 m/min, tablica i. skład chemiczny nowych stali niskostopowych dla energetyki: 7crmovtib10-10 (t/p24), % wag. [5] table. i. chemical composition of new low-alloyed steel for power industry: 7crmovtib 10-10 (t/p24), % wag. [5] c cr mo v ti b n 0,08 2,4 1,0 0,25 0,07 ≤ 0,07 ≤ 0,012 – spawanie z pełnym przetopem, – zastosowanie zaraz po zakończeniu procesu spawania podgrzewania paneli do ok. 300oc, okrywanie ceramicznymi matami izolacyjnymi celem zmniejszenia szybkości chłodzenia, a tym samym ograniczenia udziału wodoru i martenzytu w strukturze spoiny oraz zmniejszenia naprężeń spawalniczych, – obróbkę cieplną ścian po spawaniu, – stosowanie materiału dodatkowego do spawania jak do stali p22 (10crmo9-10) (np. drutu cm2). główny inwestor/użytkownik bloków energetycznych w neurath wprowadził specjalne sposoby ratowania kotłów ze stali tp/24 (rys. 2), takie jak [9]: – redukcja naprężeń przez obróbkę cieplną kotła po montażu w temp. 450÷500oc przez 24÷48 h. podgrzewanie przeprowadzono z wykorzystaniem przenośnych palników olejowych umieszczonych na różnych poziomach w komorze spalania. doszła do tego konwersja wylotowych gazów spalinowych i przepływ ciepłego powietrza w całej części ciśnieniowej, tak aby wyrównać rozszerzalność cieplną między powierzchnią grzewczą i rurociągami łączącymi; – optymalizacja trawienia. aby zredukować wpływ trawienia na powstawanie defektów, obszary wykonane ze stali t24 nie zostały wytrawione (ok. 25% całej powierzchni grzewczej); – optymalizacja składu chemicznego wody w procesie uruchamiania. w tym celu ustalono wyższy wskaźnik ph, a zawartość o2 w wodzie zasilającej obniżono do 20 ppm. system przygotowania wody zasilającej został wyposażony w zewnętrzny przenośny system uzdatniania w celu zapewnienia wystarczającej ilości wody z bardzo niską zawartością tlenu; – optymalizacja procedury uruchamiania kotła, polegająca na stopniowym wzroście i utrzymaniu temperatury układu do momentu, kiedy temperatura pary na wylocie parownika nie wzrosła powyżej 300oc. rozruch kotła wspomagany był przy użyciu dodatkowego generatora pary, który stabilizował i utrzymywał odpowiednią temperaturę, układu zwłaszcza w czasie przerw w pracy palników. rys. 2. sposoby ratowania przez rwe nowych kotłów ze stali t/p24 (dwóch bloków po 1100 mw w neurath) fig. 2. methods of rwe for regeneration new boilers of t/p24 (two blocks of 1100 mw in neurath) mniejsze oddziaływanie cyklu cieplnego podczas spawania hybrydowego na geometrię i właściwości złączy spawanych związane jest jednocześnie z mniejszymi naprężeniami spawalniczymi, które są czynnikiem wpływającym na pękanie złączy spawanych i odkształcenia paneli po spawaniu (tzw. banana effect). panele po spawaniu hybrydowym są proste i nie wymagają termicznego prostowania, jak ma to często miejsce po spawaniu łukiem krytym. ponadto ułatwiony jest proces gięcia paneli, które nie mają umocnienia wynikającego z dużych spoin pachwinowych jak po łuku krytym. powyższe właściwości procesu spawania hybrydowego paneli ścian szczelnych i doświadczenia firmy energoinstal zdobyte przy spawaniu paneli ze stali p235gh, 13crmo4-5, 16mo3, 10crmo9-10 dały początek próbom technologicznym spawania stali t/p24, przeznaczonej na kotły o parametrach nadkrytycznych. materiał t/p24 (tabl. i) został opracowany i wprowadzony na rynek przez firmę vallourec mannesmann jako odpowiedź na japońską stal t23 [1, 2], a firma bohler thyssen opracowała materiał dodatkowy do jego spawania. zarówno producent materiału podstawowego, jak i dodatkowego przedstawiają w licznych publikacjach [3÷5], że stal t/p24 jest materiałem łatwo spawalnym i niewymagającym podgrzewania wstępnego oraz obróbki cieplnej po spawaniu dla grubości do 10 mm. ze względu na stosunkowo wysoką temperaturę pracy, do 565oc, oraz niskie koszty wytworzenia paneli ścian szczelnych związane z brakiem czasochłonnej i kosztownej obróbki cieplnej w procesie produkcji i montażu, stal 7crmivtib10-10 stała się wiodącym materiałem stosowanym na panele ścian szczelnych. w niemczech wybudowano wiele kotłów, gdzie zastosowano stal t/p24, m.in.: w neurath, walsum, dalten, karlsruhe, marburg, hamm, a w polsce w ec łagisza. 45przegląd spawalnictwa 5/2014 rys. 3. zalecenia rwe dla przyszłych projektów z zastosowaniem stali t/p24 [9] fig. 3. recommendations of rwe for further project with the use of t/p24 steel [9] doświadczenia zdobyte podczas uruchamiania 2 bloków w elektrowni neurath umożliwiły opracowanie wytycznych dotyczących zarówno produkcji, jak i montażu oraz rozruchu kotłów ze stali tp24 (rys. 3). próby spawania hybrydowego próby technologiczne spawania hybrydowego wykonano zgodnie z planem eksperymentu (rys. 4) zakładającym wykonanie 9 wariantów spawania tj. 3 kombinacji prędkości spawania i 3 różnych warunków podgrzewania wstępnego. w planie założono wykonanie prób spawania elementów paneli ścian szczelnych o długości 8 m (rura-płaskownik-rura-płaskownik-rura) bez podgrzewania wstępnego (20oc) i z podgrzewaniem wstępnym 200oc i 300oc. do prób wykorzystano rury o średnicy 51 mm i grubości ścianki 6,5 mm oraz płaskownik o szerokości 30 mm i grubości 6 mm. jako materiał dodatkowy zastosowano drut elektrodowy union i p24 o średnicy 0,8 mm i gaz osłonowy m21 (82% ar i 18% co2). próby wykonano przy użyciu lasera dyskowego trudisc 1203 o mocy 12 kw i urządzenia spawalniczego phoenix 451. próby wykonano przy prędkościach spawania: 1,0; 1,5 i 2,0 m/min. proces podgrzewania wstępnego zrealizowano przy współpracy z firmą lms z wykorzystaniem elementów grzejnych umieszczonych we wszystkich spawanych rurach i na całej ich długości (rys. 5). elementy grzejne zostały umieszczone wewnątrz spawanych rur przed rozpoczęciem procesu spawania i pozostały w nich w czasie oraz po zakończeniu procesu spawania. temperatura podgrzewania wstępnego była monitorowana przy użyciu termopar i termometru stykowego. po wykonaniu spawania złącza spawane poddano badaniom wizualnym (vt) wg pn-en 13018:2004p, magnetyczno-proszkowym mt wg pnen iso 17638:2010 oraz badaniom makroskopowym i pomiarom twardości hv10 (rys. 6). rys. 4. plan spawania hybrydowego ścian szczelnych z t/p24 fig. 4. welding plan for hybrid welding of membrane walls of t/p 24 steel rys. 5. sposób podgrzewania wstępnego w trakcie prób spawania wraz z systemem kontroli pomiaru temperatury fig. 5. method of preheating during welding (a) and temperature control system (b) rys. 6. wyniki pomiaru twardości złączy spawanych metodą hybrydową (laser + 135) ze stali t/p24 dla różnych kombinacji prędkości spawania i temperatury podgrzewania wstępnego zgodnie z planem eksperymentu fig. 6. hardness distribution in hybrid (laser + 135) welded joints for various welding speed and preheating temperature acc. to research schedule 46 przegląd spawalnictwa 5/2014 podczas badań vt i mt 9 połączeń wykonanych w różnych kombinacjach prędkości spawania i podgrzewania wstępnego nie stwierdzono niezgodności spawalniczych poniżej poziomu jakości b wg pn-en iso 5817. pomiary twardości wykazały, że średnia twardość płaskownika wynosi 204 hv10, a rury 217 hv10. w złączach wykonanych bez podgrzewania wstępnego twardość hv10 przy różnych prędkościach spawania wynosiła: – 1 m/min – w strefie wpływu ciepła (haz) w granicach 321÷356 hv, a w spoinie 321÷358 hv; – 1,5 m/min – haz 305÷363 hv, spoina 333÷358 hv; – 2 m/min – haz 325÷359 hv, spoina 341÷364 hv. twardość hv10 przy podgrzewaniu wstępnym do ok. 200oc wynosiła dla różnych prędkości spawania: – 1 m/min – haz 319÷361 hv, spoina 333÷353 hv; – 1,5 m/min – haz 335÷352 hv, spoina 337÷352 hv; – 2 m/min – haz 318÷356 hv, spoina 339÷359 hv. twardość złączy wykonanych z podgrzewaniem wstępnym do ok. 300oc i spawanych z prędkością 1,0; 1,5 i 2 m/min wynosiła odpowiednio: – 1 m/min – haz 309÷352 hv, spoina 329÷355 hv; – 1,5 m/min – haz 295÷359 hv, spoina 313÷352 hv; – 2 m/min – haz 302÷352 hv, spoina 301÷354 hv. po zakończeniu prób spawania elementów paneli ścian szczelnych oraz pozytywnych badaniach vt, mt wykonano panel testowy 7-rurowy długości 14 m. przed spawaniem zastosowano podgrzewanie wstępne do 100oc, które prowadzono w taki sam sposób jak w trakcie prób technologicznych. panel poddano badaniom vt i mt. po upływie 2 miesięcy na panelu testowym ponownie wykonano badania vt i mt oraz badania makroi mikroskopowe, a także pomiar twardości (tabl. ii). ponadto na panelu zostało wykonane gięcie o 90o na promieniu 250 mm (rys. 7). miejsce gięcia od strony zewnętrznej (rozciąganej) i wewnętrznej (ściskanej) oraz obszary przyległe poddano badaniom vt i mt. rys 7. panel testowy 7-rurowy długości 14 m po gięciu 90° na promieniu 250 mm fig. 7. testing 14 m long membrane wall after bending to angle of 90° with radial of 250 mm miejsce badania wartość twardości hv10 średnia mr płaskownik 214 209 208 210 mr rura 217 213 222 217 haz płaskownik góra 374 363 362 366 haz płaskownik dół 272 296 316 295 spoina góra 353 346 345 348 spoina dół 326 325 330 327 haz rura góra 313 329 314 319 haz rura dół 315 282 291 296 po wykonaniu badań vt i mt na wszystkich etapach nie stwierdzono pęknięć i innych niezgodności spawalniczych wg pn-en iso 5817. pomiary twardości wykazały, że średnia twardość płaskownika wynosi 210 hv10, rury 217 hv10, w strefie wpływu ciepła średnia twardość mieści się w zakresie 295÷376 hv10 a w spoinie wynosi 327÷348 hv10. metodyka badań metalograficznych badania metalograficzne złącza pochodzącego z panelu testowego przeprowadzono na powierzchni próbki wyciętej prostopadle do kierunku spawania, która była szlifowana na papierach ściernych i polerowana pastami diamentowymi. tak przygotowany zgład był trawiony w 5% roztworze kwasu azotowego (nitalu). do badań makrostruktury wykorzystano mikroskop metalograficzny stereoskopowy olympus szx9. badania prowadzono w polu ciemnym przy powiększeniach do 50x. badania mikrostruktury przy powiększeniach do 1000x przeprowadzono w polu jasnym na mikroskopie świetlnym olympus gx71, natomiast do większych powiększeń wykorzystano elektronowy mikroskop skaningowy hitachi s 4200, który jest dodatkowo wyposażony w układ do mikroanalizy składu chemicznego eds. badania na mikroskopie skaningowym wykonano w technice rejestracji elektronów sprężyście rozproszonych (se). technika ta umożliwia analizę morfologii struktury. wyniki badań przedstawiono na rysunkach 8÷13. tablica ii. wyniki pomiaru twardości hv10 panelu testowego table ii. hardness hv10 measurements results 47przegląd spawalnictwa 5/2014 rys. 8. obraz makroskopowy złącza ze stali 7crmovtib10-10: a) pow. 10x, b) pow. 20x, traw. nital 5% fig. 8. macroscopic image of 7crmovtib10-10 steel joint: a) magn. 10x, b) magn. 20x, etching: 5% nital rys. 9. struktura ferrytyczno-bainityczna materiału rodzimego: a) płaskownika, b) rury. mikroskop świetlny, pow. 500x, traw. nital 5% fig. 9. ferritic-bainitic microstructure of base metal: a) plate, b) tube, light microscope, magn. 500x, etching 5% nital rys. 10. struktura bainityczno-martenzytyczna strefy wpływu ciepła: a) płaskownika, b) rury. mikroskop świetlny, pow. 500x, traw. nital 5% fig. 10. bainitic-martensitic microstructure of haz: a) plate, b) tube, light microscope, magn. 500x, etching 5% nital rys. 11. struktura martenzytyczno-bainityczna spoiny: a) górnej, b) dolnej. mikroskop świetlny, pow. 500x, traw. nital 5% fig. 11. bainitic-martensitic microstructure of upper and lower weld, light microscope, magn. 500x, etching 5% nital w badanych złączach nie ujawniono pęknięć lub innych niezgodności spawalniczych. struktura złącza jest zbudowana z typowych obszarów, tj. materiału rodzimego o budowie ferrytyczno-bainitycznej, strefy wpływu ciepła o strukturze bainityczno-martenzytycznej z wydzieleniami węglików oraz martenzytyczno-bainitycznego obszaru spoiny z wydzieleniami drobnych węglików. rys. 12. wynik punktowej mikroanalizy składu chemicznego eds z obszaru spoiny fig. 12. results of eds chemical composition analysis in weld weight % si-k v-k cr-k mn-k fe-k mo-l 7crmo spoina_pt1 0.2 2.7 96.2 0.9 7crmo spoina_pt2 0.3 2.1 96.7 0.9 7crmo spoina_pt3 0.4 2.3 1.1 95.6 0.6 7crmo spoina_pt4 0.4 0.4 2.4 0.6 95.4 0.8 a) b) a) a) a) b) b) b) 48 przegląd spawalnictwa 5/2014 podsumowanie przeprowadzone z powodzeniem próby spawania hybrydowego (laser + mag) potwierdziły możliwość wykorzystania tej technologii do wytwarzania bez pęknięć paneli ścian szczelnych ze stali t/p24. na podstawie pomiarów twardości elementów paneli ścian szczelnych stwierdzono znikomy wpływ zarówno podgrzewania wstępnego w zakresie 20÷300°c, jak i prędkości spawania od 1 m/min do 2 m/min na twardość połączeń spawanych tą metodą. dlatego też wykonany panel testowy długości 14 m został przed spawaniem podgrzany wstępne jedynie do 100°c w celu pozbycia się wilgoci. brak pęknięć na panelu testowym po spawaniu hybrydowym i po jego gięciu o kąt 90° na promieniu 250 mm wynika przede wszystkim ze specyfiki spawania hybrydowego i związane jest to ze znacznie mniejszymi naprężeniami powstającymi w czasie procesu spawania w porównaniu do spawania łukiem krytym. zastosowany proces podgrzewania wstępnego zapewnia równomierne podgrzewanie rur na całym obwodzie i długości, nie wprowadzając dodatkowych naprężeń, jak ma to miejsce w podczas podgrzewania wstępnego z zastosowaniem palników płomieniowych grzebieniowych. przeprowadzone próby spawania i wykonane badania umożliwiły opracowanie technologii spawania i uzyskanie kwalifikowanej technologii wpqr spawania ścian szczelnych kotłów przemysłowych ze stali 7crmovtib 10-10 w energoinstalu sa. literatura [1] brózda j.: stale energetyczne nowej generacji stosowane na urządzenia energetyki o parametrach nadkrytycznych i ich spawanie. biuletyn instytutu spawalnictwa, nr 5/2006. [2] brózda j.: stale żarowytrzymałe nowej generacji, ich spawalność i właściwości złączy spawanych, biuletyn instytutu spawalnictwa nr 1/2004. [3] arndt j. i in: the t23 / t24 book – new grades for waterwalls and superheaters vallourec & mannesmann tubes, 1998. [4] heuser h.: filler metals for welding of t/p23 and t/p24. konferencja naukowo-techniczna, rudy raciborskie 2009. [5] vdtuv werkstoffblatt, wb 533, 06.2008, warmfester stahl 7crmovtib10-10, werkstoffnr. 1.7378. [6] gawrysiuk w., więcek m., adamiec j.: spawanie ścian szczelnych ze stali w gatunku t/p24 (7crmovtib10-10). fakty i mity. materiały z xvii międzynarodowej konferencji „spawanie w energetyce”, turawa 2010. [7] zeman m., łomozik m., brózda j.: problemy spawania stali t24 przeznaczonej na ściany szczelne kotłów energetycznych. ii konferencja spawalnicza „powerwelding 2011”. [8] dobrzański j., zieliński a., pasternak j., hernas a.: doświadczenia z zastosowania nowych stali do wytwarzania elementów kotłów na parametry nadkrytyczne. prace imż 1, 2010. [9] nowack r., goette c., heckmann s.: quality management at rwe rusing t24 boiler material as an example. vgb powertech 11/2011. weight % si-k v-k cr-k mn-k fe-k mo-l 7crmo haz pt1 0.3 6.9 1.2 88.1 3.5 7crmo haz pt2 0.4 0.6 3.6 94.4 1.0 7crmo haz pt3 0.5 3.1 95.0 1.5 7crmo haz pt4 0.2 0.3 2.5 96.3 0.7 rys. 13. wynik punktowej mikroanalizy składu chemicznego eds z obszaru haz fig. 13. results of eds chemical composition analysis in haz 201212_pspaw.pdf 2 przegląd spawalnictwa 12/2012 ryszard pakos krajowe i międzynarodowe standardy naprawy statków national and international standards for ship repair dr inż. ryszard pakos – zachodniopomorski uniwersytet technologiczny w szczecinie. streszczenie w artykule przedstawiono ogólne wymagania dotyczące standardów napraw w odniesieniu do uszkodzonych jednostek pływających na skutek kolizji, zużycia korozyjnego itp., celem przywrócenia pierwotnego stanu konstrukcji. z uwagi na zbieżność wymagań zawartych w przepisach międzynarodowego stowarzyszenia towarzystw klasyfikacyjnych (iacs) i polskiego rejestru statków s.a., wymagania odnośnie do materiałów, spawania i standardu jakości napraw przedstawiono w oparciu o publikację informacyjną nr 16/i prs s.a. abstract the paper presents the general requirements for standards for repair of damaged vessels as a result of the collision, corrosive wear, etc., in order to restore the original state of the structure. due to the convergence of the requirements contained in the provisions of the international association of classification societies (iacs) and the polish register of shipping, the requirements for materials, welding and repair quality standards are based on information publications no. 16/i prs s.a. międzynarodowe stowarzyszenie towarzystw klasyfikacyjnych (iacs) międzynarodowe stowarzyszenie towarzystw klasyfikacyjnych (iacs) jest organizacją składającą się z trzynastu morskich towarzystw klasyfikacyjnych z siedzibą w londynie [7]. iacs jest organizacją pozarządową, lecz odgrywa znaczącą rolę w międzynarodowej organizacji morskiej (imo), która zapewnia pomoc techniczną i doradztwo oraz rozwija ujednolicone interpretacje międzynarodowych przepisów ustawowych, opracowywanych przez państwa członkowskie imo. iacs ma status doradcy przy organizacji morskiej i jest tylko organizacją pozarządową ze statusem obserwatora, który opracowuje i stosuje przepisy techniczne, będące odbiciem celów zawartych w ramach konwencji imo. związek pomiędzy międzynarodowymi przepisami morskimi, opracowanymi przez imo i wymaganiami reguł klasyfikacyjnych statku dotyczących konstrukcji kadłuba i głównych systemów inżynierskich, jest skodyfikowany w międzynarodowej konwencji o bezpieczeństwie życia na morzu (solas). towarzystwa klasyfikacyjne promują „bezpieczeństwo morskie” i zajmują się głównie klasyfikacją jednostek pływających, mają swoje placówki i przedstawicielstwa w najważniejszych portach na całym świecie, zatrudniając przy tym wysokiej klasy inspektorów i rzeczoznawców. nadzór nad nowo budowaną jednostką sprawowanych jest dwuetapowy: zatwierdzenie dokumentacji i przegląd zasadniczy. jednostki pływające poddawane są przeglądom konwencyjnym oraz klasyfikacyjnym poprzez przeglądy roczne, pośrednie i w celu odnowienia klasy. międzynarodowe stowarzyszenie towarzystw klasyfikacyjnych powstało 11 września 1968 r. w hamburgu. swoim zasięgiem i standardami klasyfikacyjnymi obejmuje ponad 90% światowego tonażu statków. do najważniejszych towarzystw klasyfikacyjnych należy zaliczyć: lloyd’s register of shipping lr; bureau veritas bv; registro italiano navale rina; american burean of shipping abs; det norske veritas dnv; germanischer lloyd gl; nippon kaiji kyokai nkk; rosyjski morski rejestr nawigacyjny rs; hellenic register of shipping hr; polski rejestr statków prs; china classification society ccs i korean register of shipping kr. polski rejestr statków został przyjęty do międzynarodowego stowarzyszenia towarzystw klasyfikacyjnych (iacs) w 1970 r. dzięki temu w 1971 r. prs został wpisany do klauzuli ubezpieczeniowej ubezpieczycieli londyńskich, co oznaczało stosowanie wobec statków z klasą prs oraz przewożonych na nich towarów najkorzystniejszych stawek ubezpieczeniowych. członkostwo w iacs spowodowało włączenie 3przegląd spawalnictwa 12/2012 prs w prace naukowo-badawcze prowadzone przez instytucje stowarzyszone, dostęp do ich wyników oraz możliwość poznawania stosowanej na świecie metodologii postępowania nadzorczego. pod koniec 2000 r. na skutek niespełnienia kryterium tonażu klasyfikowanej floty i ostrej walki konkurencyjnej na rynku międzynarodowym prs został wykreślony z listy członków iacs, do której ponownie powrócił w czerwcu 2011 r., co zbiegło się z jubileuszem 75-lecia firmy. typowe przyczyny napraw najczęstszą przyczyną napraw jednostek pływających pływajacych są ich uszkodzenia na skutek kolizji bądź korozji spowodowanej agresywnym środowiskiem, w jakich eksploatowane są statki morskie i śródlądowe. ubytki korozyjne pociągają za sobą duże straty wynikające z konieczności [5, 6]: – zwiększenia grubości elementów konstrukcyjnych na nowych statkach ponad wartości wymagane względami wytrzymałościowymi, co powoduje zmniejszenie nośności statku; – wymiany elementów konstrukcyjnych o przekroczonej grubości – na jednostkach w eksploatacji. aktywność korozyjna wody morskiej zależy od stopnia jej zasolenia, składu chemicznego i temperatury [5]. na rysunkach 1÷4 przedstawiono przyczyny uszkodzeń jednostek pływających. rys. 1. uszkodzenie rufy statku w wyniku kolizji fig. 1. damage to the stern of the ship as a result of collision standardy napraw [1] wytyczne zawarte w publikacji informacyjnej nr 16/i polskiego rejestru statków są spójne i odpowiadają wymaganiom zawartym w materiałach iacs [2], stąd też standardy napraw statków przedstawiono w oparciu o materiały prs s.a. przywołana publikacja obejmuje typowe naprawy oraz zawiera wytyczne dotyczące standardów najważniejszych rodzajów tych napraw. tam, gdzie nie podano dodatkowych wymagań, poziom wykonawstwa przedstawiony w publikacji może być taki sam, jak wymagany w stosunku do wiązarów i usztywnień konstrukcji oryginalnej. dla krytycznych ze względu na wytrzymałość miejsc kadłuba i tam, gdzie występują wysokie obciążenia, wymagane są bardziej surowe standardy wykonawstwa, które powinny być w każdym przypadku uzgodnione z prs. rys. 2. uszkodzenie dziobu (forpik i nadburcie) fig. 2. damage to the bow (forepeak and bulwarks) rys. 3. odbudowa (przebudowa) dziobu barki fig. 3. reconstruction of barge bow rys. 4. wymiana poszycia dennego. naprawa usztywnień rampy rufowej fig. 4. replacing the hull bottom. repair of stiffening stern ramp 4 przegląd spawalnictwa 12/2012 materiały wymagania dotyczące materiałów stosowanych w naprawach są takie same, jak wymagania dotyczące materiałów dla nowych budów [3]. powinny być one tej samej kategorii jak zatwierdzony materiał pierwotny. alternatywnie mogą zostać zaakceptowane przez prs materiały, spełniające uznane normy międzynarodowe lub krajowe, jeśli wymagania tych norm zapewniają równoważność w stosunku do wymagań dotyczących kategorii pierwotnej lub zostały uzgodnione z prs. ocena równoważności kategorii materiałów powinna obejmować co najmniej następujące aspekty: obróbka cieplna (stan dostawy), skład chemiczny, właściwości mechaniczne i tolerancje. w tablicy i przedstawiono wymagania dotyczące oceny równoważności kategorii stali, natomiast w tablicy ii podano wytyczne doboru kategorii stali zgodnie z określonymi, uznanymi normami w porównaniu z kategoriami stali kadłubowych podanymi w przepisach prs. przy doborze porównywalnych kategorii stali wg tej tablicy należy uwzględnić wymagania podane w tablicy i oraz wymagania dotyczące wymiarów wyrobu przedstawione w przepisach prs. tablica i. minimalny zakres i wymagania do oceny równoważności kategorii stali normalnych lub stali kadłubowych o zwykłej lub podwyższonej wytrzymałości [1] table i. minimum range and requirements for assessing the equivalence of the category of normal steel or hull steel with normal or high strength [1] właściwości wymagania uwagi skład chemiczny zawartość: – c – równa lub niższa – p i s – równa lub niższa – mn – w przybliżeniu taka sama, lecz nieprzekraczająca 1,6% – pierwiastki rozdrabniające ziarno – w tej samej ilości wymagane jest stosowanie odtleniania suma cu, ni, cr i mo nie powinna przekraczać 0,8% właściwości mechaniczne – wytrzymałość na rozciąganie – równa lub wyższa – granica plastyczności – równa lub wyższa – wydłużenie po rozerwaniu – równe lub wyższe – praca łamania – równa lub wyższa przy tej samej lub niż szej temperaturze granica plastyczności nie powinna przekraczać wymagań minimalnych zawartych w przepisach prs o więcej niż 80 mpa stan dostawy taki sam lub lepszy obróbka cieplna w następującej kolejności: – stan surowy (ar) – walcowanie regulowane (cr) – normalizowanie (n) – walcowanie cieplno-mechaniczne (tm)1) – ulepszanie cieplne (qt)1) 1) stale walcowane cieplno-mechanicznie i stale ulepszane cieplnie nie są odpowiednie do formowania na gorąco. tolerancje takie same lub ostrzejsze dopuszczalna tolerancja zmniejszenia grubości: – płyty: 0,3 mm – kształtowniki: zgodnie z uznanymi normami tablica ii. kategorie stali porównywalnych z kategoriami stali kadłubowych o normalnej i podwyższonej wytrzymałości [1] table ii. categories comparable with the categories of hull steel with normal and high strength [1] kategorie stali wg przepisów prs porównywalne kategorie stali kategoria granica plastyczności reh, min., mpa wytrzymałość na rozciąganie rm, mpa wydłużenie po rozerwaniu amin., % próba łamania iso en astm jis temp. °c praca łamania (średnia wartość), j, min. 630-80 4950/2/3 1981 en 10025-93 en 10113-93 a 131 g3106 l t a 235 400 520 22 +20 fe 360b s235jrg2 a sm41b b 0 27 20 fe 360c s235j0 b sm41b d -20 27 20 fe 360d s235j2g3 d (sm41c) e -40 27 20 s275nl/ml e ah32 0 ah32 sm50b dh32 315 440-570 22 -20 31 22 dh32 (sm50c) eh3 2 -40 eh32 ah36 0 fe510c s355nm ah36 sm53b dh 36 355 490-630 21 -20 34 24 fe510d s355nm dh36 (sm53c) eh 36 -40 e355e s355nl/ml eh36 ah 40 0 e390cc s420n/m ah40 (sm58) dh 40 390 510-660 20 -20 41 27 e390dd s420n/m dh40 eh 40 -40 e390e s420nl/ml eh40 5przegląd spawalnictwa 12/2012 ogólne wymagania dotyczące spawania warunki dotyczące podgrzewania wstępnego należy określać na podstawie składu chemicznego materiałów w zależności od procesu i technologii spawania oraz stopnia sztywności złącza. przy temperaturze otoczenia poniżej 0°c należy stosować podgrzewanie wstępne do temperatury min. 50°c. w każdym przypadku należy zapewnić osuszenie strefy spawanej. w tablicy iii podano wytyczne dotyczące temperatury podgrzewania wstępnego dla stali o podwyższonej wytrzymałości. w przypadku stosowania procesu spawania automatycznego o zwiększonej ilości ciepła wprowadzanego, wartość temperatury można zmniejszyć o 50°c. natomiast przy ponownym spawaniu lub naprawie spoin podane wartości należy zwiększyć o 25°c. spawanie poszycia kadłuba poniżej linii wodnej statków znajdujących się na wodzie dopuszczalne jest tylko dla stali o zwykłej i podwyższonej wytrzymałości dla granicy plastyczności nie większej niż 355 mpa i tylko w przypadku napraw miejscowych. technologia spawania dotycząca innych stali o podwyższonej wytrzymałości lub w przypadku poważniejszych napraw poniżej linii wodnej podlega osobnemu rozpatrzeniu i uzgodnieniu przez prs. spawanie poszycia kadłuba poniżej linii wodnej należy przeprowadzić z zastosowaniem elektrod lub procesów niskowodorowych. elektrody niskowodorowe otulone, stosowane do spawania ręcznego, należy odpowiednio wysuszyć przed spawaniem w celu zminimalizowania zawartości wodoru w stopiwie. tablica iii. temperatura podgrzewania wstępnego [1] table iii. temperature of preheating [1] równoważnik węgla1) zalecana minimalna temperatura podgrzewania wstępnego, °c tcomb ≤ 50 mm 2) 50 mm < tcomb ≤ 70 mm 2) tcomb > 70 mm 2) cev ≤ 0,39 50 cev≤ 0,41 75 cev ≤ 0,43 50 100 cev ≤ 0.45 50 100 125 cev ≤ 0,47 100 125 150 cev ≤ 0,50 125 150 175 uwagi: 1) 2) suma grubości tcomb = t1 + t2 + t3 + t4, wg rysunków: w celu osuszenia i zmniejszenia szybkości stygnięcia, konstrukcja powinna być przed spawaniem podgrzewana wstępnie palnikiem lub podobnym urządzeniem do temperatury min. 5°c lub podanej w technologii spawania. standardy jakości napraw zalecenia dotyczące wymiany płyt, elementów wewnętrznych, zakończenia nakładek, napawania wżerów korozyjnych oraz napraw pęknięć metodą spawania przedstawiono na rysunkach 5÷12 oraz w tablicach iv÷viii. wymiana płyt rys. 5. kolejność spawania wstawek [1] fig. 5. inserts welding sequence [1] tablica iv. zalecenia przy wymianie płyt. [1] table iv. recommendations for plates replacement [1] parametr standard wartość graniczna uwagi wymiary wstawki min. 300 x 300 mm, r = 5 x grubość blachy. wstawki okrągłe: dmin = 200 mm min. 200 x 200 mm min. r = 100 mm kategoria materiału taka sama jak oryginalna lub wyższej kategorii patrz: materiały w naprawach przygotowanie krawędzi do spawania jak dla nowych konstrukcji przy niezgodności należy zwiększyć liczbę badań nieniszczących kolejność spawania patrz rys. 5. kolejność spawania: 1 → 2 → 3 → 4 dla wiązań głównych kolejność 1 i 2, poprzecznie do kierunku naprężenia głównego przesunięcie elementów jak w przypadku nowych budów wykończenie spoin przepisy i publikacje prs (p. materiały związane, poz. [3] i [4]) badania nieniszczące przepisy i publikacje prs (p. materiały związane, poz. [3] i [4]) 6 przegląd spawalnictwa 12/2012 tablica v. zalecenia przy wymianie elementów wewnętrznych [1] table v. recommendations for internal components replacement [1] parametr wartość standardowa wartość graniczna uwagi wymiary wstawki min. 300 mm min. 200 mm kategoria materiału taka sama jak oryginalna lub wyższej kategorii patrz materiały w naprawach przygotowanie krawędzi jak dla nowej budowy. należy usunąć spoinę pachwinową między środnikiem i płytą na długości wstawki oraz z obu końców spoiny min. d = 150 mm kolejność spawania patrz rys. 6: kolejność spawania: 1 → 2 → 3 przesunięcie elementów konstrukcyjnych jak dla nowej budowy wykończenie spoiny przepisy prs (p. materiały związane, poz. [3]) badania nieniszczące przepisy i publikacje prs (p. materiały związane, poz. [3] i [4]) wymiana elementów wewnętrznych/usztywnień zakończenia nakładek tablica vi. zalecenia przy zakończeniu nakładek [1] table vi. recommendations for closing of the weld in the cover plate [1] parametr wartość standardowa, mm wartość graniczna mm uwagi ścięcie zakończenia l/b > 3 należy zwrócić szczególną uwagę na kształt zakończeń nakładek w miejscach podatnych na zmęczenie promień r 0,1 x b min. 30 mm materiał patrz – ogólne wymagania dla materiałów wielkość spoiny w zależności od liczby i funkcji nakładek. grubość spoiny należy zwiększyć o 15% przy końcu nakładki spawanie kolejność spawania od środka w kierunku swobodnych krawędzi patrz rys. 7. przy spawaniu odcinków > 1000 mm należy zastosować spawanie krokowo-wsteczne napawanie wżerów korozyjnych płytkie wżery można pokryć powłoką ochronną lub zaszpachlować. wżery określa się jako płytkie, jeśli ich głębokość nie przekracza 1/3 wyjściowej grubości blachy. rys. 8. napawanie wżerów [1] fig. 8. pit repair [1] tablica vii. zalecenia dotyczące napawania wżerów korozyjnych [1] table vii. recommendations for pit repair [1] parametr wartość standardowa wartość graniczna uwagi wymiar/ głębokość wżery/rowki należy zaspawać równo z powierzchnią wyjściową w przypadku zgrupowania wżerów lub rowków, albo gdy pozostała grubość jest mniejsza niż 6 mm, należy wymienić płytę patrz także: przepisy prs (materiały związane, poz. [3]) czyszczenie należy usunąć grube warstwy rdzy podgrzewanie wstępne patrz: tablica iii wymagane jest przy temperaturze otoczenia mniejszej niż 5°c do usunięcia wilgoci stosować zawsze palnik propanowy lub podobny kolejność spawania zmienić kierunek przy każdej kolejnej warstwie patrz także: pizepisy prs (materiały związane, poz. [3]) wykończenie spoiny przepisy i publikacje prs (p. materiały związane, poz. [3] i [4]) badania nieniszczące przepisy i publikacje prs (p. materiały związane, poz. [3] i [4]) min. 10% zasięgu wżerów zaleca się badania magnetycznoproszkowe rys. 6. kolejność spawania wstawek usztywnień [1] fig. 6. sequence of stiffening insert welding [1] rys. 7. zakończenia nakładek [1] fig. 7. closing of the weld in the cover plate [1] przed spawaniem usunąć spoinę pachwinową na długości wstawki oraz obu końców i dodatkowo na długości min. d = 150 mm zakończenie niesymetryczne zakończenie symetryczne nakładka nakładka zwiększona grubość spoiny zwiększona grubość spoiny ścięcie i/b ≥ 3 ścięcie i/b ≥ 3 7przegląd spawalnictwa 12/2012 podsumowanie w artykule omówiono wybrane standardy napraw statków na podstawie przepisów krajowych zawartych w wymaganiach polskiego rejestru statków, spójnych z wymaganiami międzynarodowego stowarzyszenia towarzystw klasyfikacyjnych (iacs). należy jednak zaznaczyć, że jest to tylko wybrany wycinek standardów, które obowiązują zarówno w budowie, jak i przy naprawach jednostek pływających. głównym celem tych standardów jest zapewnienie bezpieczeństwa życia, mienia i środowiska głównie przez tworzenie i weryfikację zgodności technicznych i inżynieryjnych standardów projektowania, budowy i cyklu eksploatacji statków, jednostek morskich i innych obiektów związanych z tą branżą. literatura [1] publikacja nr 16/i. standardy budowy i naprawy statków. gdańsk 2011. [2] iacs – bulk carriers – guidelines for surveys, assessment and repair of hull structure. [3] przepisy klasyfikacji i budowy statków morskich. część ix. materiały i spawanie. gdańsk 2011. [4] publikacja nr 36/p. przeglądy kadłuba zbiornikowców olejowych. gdańsk 2010. [5] chmielowski a.: zabezpieczenie przeciwkorozyjne konstrukcji stalowych – powłoki malarskie. wrocław 1977. [6] doerffer j.: technologia remontów statków. wydawnictwo morskie. gdańsk 1974. [7] http://pl.wikipedia.org/wiki/towarzystwo_klasyfikacyjne. tablica viii. zalecenia przy naprawie pęknięć spawaniem table viii. recommendation for crack reparation by welding parametr wartość standardowa wartość graniczna uwagi p rz yg ot ow an ie kr aw ęd zi θ = 45÷60° r = 5 mm w przypadku pęknięć przechodzących przez całą grubość płyty naprawa jak dla nowej budowy. dla innych: patrz rys. 12 z ak oń cz en ie pę kn ię ci a nachylenie zakończenia 1:3 dla pęknięć kończących się na krawędzi koniec spoiny powinien być obrabiany na płytce wybiegowej – patrz rys. 10 z as ię g na płycie długości maks. 400 mm. usunąć pęknięcia oraz po 50 mm poza końcem pęknięcia na płycie maks. 500 mm. pęknięcie liniowe nierozgałęzione k ol ej no ść sp aw an ia patrz rys. 11 dla pęknięć dłuższych niż 300 mm należy zastosować technikę krokowo-wsteczną (rys. 9) należy zawsze stosować elektrody niskowodorowe w yk oń cz en ie sp oi ny przepisy i publikacje prs (p. materiały związane, poz. [3] i [4]) b ad an ia ni en is zc zą ce przepisy i publikacje prs (p. materiały związane, poz. [3] i [4]) badania metodą magnetyczną lub penetracyjną 100% rowka badanie 100% pęknięć powierzchniowych – badanie metodą ultradźwiękową lub radiologiczną dla połączeń doczołowych naprawy pęknięć metodą spawania rys. 9. technika ściegu krokowo – wstecznego [1] fig. 9. back-step sequence technique [1] rys. 11. kolejność spawania dla pęknięć o długości mniejszej niż 300 mm [1] fig. 11. welding sequence for lower than 300 mm length cracks [1] rys. 12. przygotowanie (brzeg u po lewej, v po prawej) [1] fig. 12. toe of weld prepartaion (u in the left, and v in the rigth) [1] rys. 10. obróbka końca pęknięcia [1] fig. 10. crack closing treatment [1] 201113_pspaw.pdf 33przegląd spawalnictwa 13/2011 władysław michnowski jarosław mierzwa piotr machała patryk uchroński badanie kolejowych osi drążonych examination of drilled railway axles władysław michnowski, piotr machała, patryk uchroński – zbm ultra, jarosław mierzwa – politechnika wrocławska. streszczenie w artykule przedstawiono metodę badania osi drążonych opracowaną przez firmę ultra. konstrukcja tego typu osi narzuca podstawową metodę badania za pomocą głowicy 45 stopni umieszczonej wewnątrz otworu i przesuwanej wzdłuż osi. w tym rozwiązaniu oś jest badana jednocześnie dwoma głowicami zamocowanymi na dyszlu, który jest obracany i przesuwany wzdłuż osi. w trakcie badania przez cały czas jest identyfikowane położenie głowic (liniowe – wzdłuż osi oraz kątowe – na przekroju osi), co umożliwia precyzyjne określenie położenia ewentualnych wskazań, które są automatycznie rejestrowane. położenie liniowe jest mierzone przez dodatkową głowicę ultradźwiękową, natomiast położenie kątowe – za pomocą inklinometru. w wyniku badania uzyskuje się mapę wskazań oraz mapę miejsc niezbadanych. abstract the examination method of drilled axles elaborated by ultra company is presented in the article. the construction of such axles imposes the basic method of examination – the 45 degree probes moved inside drilled hole. in presented solution, the axle is tested simultaneously with two probes fixed o the thrill that is rotated and moved along axle. all the time during examination the location of probes is monitored (linear – along the axle and angular – on axle section). it enables the precise location of indications that are automatically registered. the linear location is measured with extra ultrasonic probes, the angular location with inclinometer. the result of examination is the map of indications and not tested places. wstęp dyrektywa 2004/49/we parlamentu europejskiego i rady z 29 kwietnia 2004 r. oraz jej uzupełnienie w postaci dyrektywy 2008/110/we z dnia 16 grudnia 2008 r. mają za zadanie wprowadzenie interoperacyjności kolei we wszystkich państwach członkowskich. warunkiem jest zapewnienie na terenie tak całej unii jak europejskiej i każdego kraju niezbędnego poziomu bezpieczeństwa. do realizacji tego złożonego celu ma służyć: – powołanie „krajowej władzy dla regulacji i nadzoru bezpieczeństwa kolei”, – powołanie „stale funkcjonującego podmiotu, niezależnego od podmiotów branży kolejowej” badającego przyczyny wypadków w zakresie bezpieczeństwa, – „raporty z badań oraz wszelkie ustalenia i rekomendacje powinny być dostępne publicznie na szczeblu wspólnoty”. były dwa terminy realizacji wspomnianych dyrektyw, oba zostały już przekroczone. polska jest w gronie siedmiu krajów, które do tej pory nie wprowadziły jeszcze tych zaleceń (m.in. niemcy i wielka brytania). obecnie w unii europejskiej panuje system normatywny uznaniowy. w polsce i prawdopodobnie w pozostałych krajach członkowskich, nie ma jednolitego systemu norm lub procedur dotyczącej badań nieniszczących sprzętu kolejowego na etapie produkcji i eksploatacji. efektem tego jest używanie przez zakłady wykonawcze i naprawcze taboru kolejowego różnych dokumentów (np. w polsce polskie normy branżowe z lat siedemdziesiątych, niemiecka instrukcja vpi 04, austriacki plan badań wg aae i inne). wszystkie te normy są na zróżnicowanym poziomie technicznym i proceduralnym. w efekcie istnieją różnice w uzyskiwanych poziomach bezpieczeństwa sprzętu badanego. 34 przegląd spawalnictwa 13/2011 wprowadzenie zaleceń unijnych może korzystnie ograniczać europejski system uznaniowy sprzyjający chaotycznym wymogom badań w kierunku tworzenia polityki określającej minimalne wymagania dotyczące poziomu bezpieczeństwa. w przekonaniu autorów jest to bardzo istotne, a aktualnie istniejący stan bezpieczeństwa można opisać następująco: – w eksploatacji kolejowych zestawów kołowych często występują pęknięcia osi, – brak jakichkolwiek wiarygodnych informacji na ten temat, – w wyjątkowo opublikowanym komunikacie dotyczącym katastrofy w viareggio (pismo prezesa utk nr ttn-512-129/jn/09) oraz załączonym zdjęciu brak opisu fraktograficznego, wyników badań materiałowych (wytrzymałościowych, strukturalnych, odporności na pękanie, itd.). z przedstawionego stanu przygotowań do tworzenia polityki dla określenia minimalnych wymagań obowiązujących w badaniach nieniszczących zrobiono nie wystarczająco, a nawet niewiele pomimo siedmiu lat od ustanowienia dyrektywy 2004/49/we, oraz dwóch lat od katastrofy w viareggio. brak takiej polityki przy częstych awariach indukuje podejścia nadmiarowe np. w normie din 27201-7 występuje określenie iż „jako obszar badania należy potraktować całą powierzchnię wału zestawu kołowego, przy czym główny punkt ciężkości należy położyć na przejścia przekrojów wału”. wydaje się że podejście to może przynieść spodziewany efekt zmniejszenia ilości awarii zestawów kołowych, ale istotnie zwiększa się zakres badania osi i w konsekwencji przedłuża czas badania co w praktyce powoduje konieczność albo bardzo drogiej pełnej automatyzacji albo przemyślanej „inteligentnej” mechanizacji badań. istnieje więc zapotrzebowanie na opracowania sprzętu umożliwiającego szybkie, tanie i wiarygodne przeprowadzanie badań. ogromna większość taboru kolejowego jest zaopatrzona w osie pełne. jednak coraz to częściej pojawiają się także osie drążone. badania osi pełnych badanie kolejowych osi pełnych jest procesem żmudnym i pracochłonnym. w zależności od normy lub procedury badanie wykonuje się nawet siedmioma głowicami przystawianymi w różnych miejscach z obu stron osi. układ skaluje się na nacięciach wzorcowych wykonanych na wzorcu w miejscu najczęstszych uszkodzeń osi. jedna oś w 100% może być badana nawet kilka godzin. kolejnym bardzo dużym ograniczeniem tych badań jest konieczność demontażu zestawu kołowego, tak aby uzyskać dostęp do miejsc przyłożenia głowic. wydaje się, że najdoskonalszym narzędziem do badania osi pełnych jest automat. badanie automatyczne pozwalałoby na szybkie badanie osi według ustalonej procedury. oś ustawiona na obrotniku obraca się, a przystawione do niej głowice wykonują badanie. następnie program komputerowy dokonuje rejestracji wskazań, a operator przeprowadza ich interpretację. ponieważ przede wszystkim system mechaniczny takiego rozwiązania jest skomplikowany, automaty dla tych badań są drogie, a poniesione koszty szczególnie dla małych zakładów są nie do zamortyzowania. istnieje możliwość prostego udoskonalenia badania ręcznego zmechanizowanego. takie badanie półautomatyczne ma za zadanie przyspieszenie lub całkowite wyeliminowanie z badania czynności, które nie są samym badaniem. zbm ultra proponuje więc badanie kolejowych osi pełnych z zastosowaniem przełącznika kanałów. dzięki niemu jednym przyciskiem pilota można zmienić ustawienia defektoskopu i programu komputerowego. skalowanie wykonuje się tylko raz, a jego wyniki zapisuje w pamięci układu pomiarowego. później można się do tych ustawień łatwo odwoływać. specjalny program komputerowy ma zapisane dowolne procedury badawcze. po uruchomieniu prowadzi badacza przez kolejne etapy tej procedury. osoba badająca naciskając przycisk na pilocie steruje programem po kolei wykonując wszystkie czynności. program steruje przełącznikiem kanałów, dobierając głowicę do kroku procedury. dzięki wyeliminowaniu z badania wielu czynności, badacz jest w stanie zaoszczędzić sporo czasu. badanie półautomatyczne jest nieporównywalnie tańsze od badania automatycznego, a czas jego przeprowadzenia jest kilkukrotnie mniejszy niż czas badania ręcznego (szczegóły w [1]). rozwiązaniem technicznym ułatwiającym badanie ultradźwiękowe całej objętości osi nawet bez jej demontażu jest zastosowanie osi drążonych. pozwala ono również na ujednolicenie procedur badań. osie drążone kolejowe osie drążone posiadają otwór na całej długości osi, najczęściej o średnicy 60 lub 90 mm. nie wpływa on jednak na osłabienie wytrzymałości osi. osie drążone są coraz częściej stosowane, a duża część nowych zestawów kołowych jest właśnie w nie wyposażona. otwór pozwala na badanie ultradźwiękowe takiej osi bez demontażu całego zestawu. badanie osi drążonej wykonuje się na całej objętości materiału, głowicami wprowadzanymi do tego otworu. ponieważ jest to miejsce trudno dostępne konieczne jest wykonywanie badań specjalnie przeznaczonym do tego układem. 35przegląd spawalnictwa 13/2011 badania osi drążonych badanie kolejowych osi drążonych przeprowadza się dwoma głowicami o częstotliwości 2 mhz i kącie wprowadzania wiązki 45˚ skierowanymi przeciwbieżnie [2]. pewnymi problemami podczas badania kolejowych osi drążonych jest: – poprawna identyfikacja wskazań chwilowego miejsca badania. jest ona możliwa poprzez zewnętrzne pomiary odległości i kąta obrotu, ale znacznie wygodniej i precyzyjniej jest użyć rozwiązań konstrukcyjnych z układem identyfikacji położenia uip. na przykład w sprzęcie zakładu ultra głowice badawcze są usytuowane przegubowo na końcu dyszla. ponadto posługuje się on trzecią głowicą wewnątrz osi. cała objętość otworu osi pomiędzy korkiem na końcu osi, a głowicami zostaje zalana olejem. w korku usytuowana jest trzecia głowica normalna o częstotliwości 1 mhz, która pracując metodą echa określa położenie głowic badawczych wzdłuż osi. ponadto zastosowany inklinometr określa położenie kątowe głowic mierzone np. na godzinie 3 lub 11 itd. operator ręcznie ustala położenie głowic na wybranej odległości i wykonuje ruch obrotowo zwrotny ± 180o. jeśli od wybranego punktu przesunie wzdłuż osi dyszel z głowicami np. o 5 mm to po wykonaniu ruchu obrotowego ma zbadany następny przekrój osi. operator na ekranie komputera podzielonego na części może równocześnie obserwować [2]: – wskazania ewentualnych ech od dwóch głowic pomiarowych, – wzdłużny przekrój schematu osi na którym ma zaznaczone obydwa chwilowe punkty aktualnie badane oraz poprzez zróżnicowanie szarości długość zbadaną i do zbadania, ponadto kontroler ustawiania skoku wzdłużnego (rys. 2), – aktualny przekrój poprzeczny osi i chwilowe położenie obydwu punktów badania w położeniu kątowym (rys. 2). – konieczność pewnego kontaktu głowicy z osią. zalanie osi olejem jest skutecznym, najlepszym z możliwych kontaktem głowic z osią. – wskazania od miejsca zmiany średnicy osi mogące, wprowadzać pomyłki. wskazania od miejsca zmiany średnicy osi różnią się od wskazań wad tym, że występują na całym obwodzie osi, jeśli dokonamy obrotu o 360˚. ponadto pomaga porównanie wskazań przeciwbieżnych głowic. usprawnienia układu na kolejne usprawnienia układu badawczego składają się: – system przesuwu wzdłużnego hydrauliczny napędzany pompą ręczną, a jeden cykl odpowiada wepchnięciu lub wyciągnięciu głowic pomiarowych o dowolną wartość, – zastosowanie elektrozaworów i napędu elektrycznego. po naciśnięciu przycisku system hydrauliczny wsuwa lub wysuwa dyszel o stałą wartość, zależną od nastawnych ilości skoków pompy, – układ automatycznego obracania dyszla z głowicami (opcja dodatkowa). rejestracja wyników badania układ cyfrowy urządzenia rejestruje i archiwizuje wynik badania wszystkich badanych punktów osi. pozwala to w dowolnym czasie odtworzyć wszystkie informacje całego procesu badań danej osi i umożliwia automatyczną ocenę, prowadzenie bazy danych i wydruki. zastosowania urządzenie go badań osi drążonych uruchomiono i wykorzystywane jest m.in. w zakładach depas w wilnie, a jako pomoc dydaktyczna służy w ośrodku szkoleniowym w firmie lucchini polska w mińsku mazowieckim.rys. 1. zespół głowic do badania osi drążonych fig. 1. the head unit for drilled axle testing rys. 2. zobrazowanie położenia głowic w programie badawczym fig. 2. heads position visualization on the software literatura [1] http://ultra.wroclaw.pl/?doc=certyfikacje/osiepelne/&lang=pl [2] http://ultra.wroclaw.pl/?doc=certyfikacje/osiedrazone/&lang=pl 201101_pspaw 15przegląd spawalnictwa 1/2011 bernard wichtowski obliczenia złączy spawanych poddanych obciążeniom statycznym i zmęczeniowym według eurokodu 3 calculation of static and fatigue load capacity  of welds in eurocode 3  dr hab. inż. bernard wichtowski, prof. zut – zachodniopomorski uniwersytet technologiczny, szczecin. streszczenie w części 1-8 eurokodu 3 (rozdział 4) podano zasady oceny nośności spoin obciążonych statycznie, a w części 1-9 eurokodu 3 obliczanie spoin narażonych na obciążenia zmęczeniowe. zasady oceny nośności spoin podane w tych normach różnią się często w przyjętych modelach obliczeniowych i szczegółowych propozycjach dotyczących projektowania węzłów w porównaniu z wymaganiami normy polskiej pn-90/b-03200. celem artykułu jest wykazanie tych różnic i omówienie merytorycznych podstaw przyjętych modeli obliczeniowych oceny nośności spoin. abstract the method of calculation of static load capacity of weld is presented in the part 1-8 of eurocode 3 (chapter 4) and the calculation of weld with fatigue load is presented in the part 1-9 of eurocode 3. the rules of calculation of weld load capacity presented in those codes are shown differences in the calculation models and also in proposals of nodes design in comparison to the polish standard pn-90/b-03200. differences in codes and the standard are presented in this article. moreover, the basis of calculation models of weld load capacity are discussed. wstęp złącza wykonywane metodami spawalniczymi uważano powszechnie za najsłabsze miejsca w konstrukcjach stalowych [1÷3]. przyjmowano, że mają one nie tylko obniżoną, w stosunku do materiału rodzimego, wytrzymałość statyczną i dynamiczną (udarową i zmęczeniową) oraz odporność na korozję, lecz również, że wykazują skłonność do pęknięć eksploatacyjnych [4, 5]. w ostatnich 20 latach dokonał się jednak ogromny postęp w zakresie materiałów i technik spawalniczych, który istotnie wpłynął na właściwości złączy. ulepszono znacząco klasyczne techniki, opracowano metody hybrydowe, wdrożono komputerowe metody sterowania [6]. osiągnięty został poziom technologiczny, przy którym złącze nie powinno być słabsze – w szerokim pojęciu – od materiału rodzimego. powyższe stwierdzenie znalazło zastosowanie w projektowaniu oraz obliczaniu połączeń i węzłów spawanych projektowanych w konstrukcjach stalowych według wymagań eurokodu 3 [7, 8]. w najbliższym czasie będą obowiązywać w polsce tylko przepisy europejskie, zatem pojawia się potrzeba zaznajomienia z nimi kadry technicznej. takiemu celowi ma służyć niniejszy artykuł, w którym przedstawiono metodykę obliczania spoin czołowych i pachwinowych obciążonych statycznie oraz znajdujących się pod obciążeniem, które powoduje powtarzające się zmiany naprężeń. obliczenia wytrzymałościowe omówiono zgodnie z wymaganiami nowych norm europejskich. założenia obliczeniowe obliczane według normy pn-en 1993-1-8 [7] połączenia spawane powinny spełniać następujące postanowienia ogólne: – łączona stal konstrukcyjna o właściwościach wg normy [8] ma granicę plastyczności fy nieprzekraczającą 460 n/mm2 i grubość nie mniejszą niż 16 przegląd spawalnictwa 1/2011 4 mm; w przypadku połączeń spawanych wyrobów cieńszych stosuje się pn-en 1993-3 [9]; – stopiwo musi mieć nominalne wartości granicy plastyczności, wytrzymałości na rozcią ga nie, wydłużenia przy zerwaniu i minimalnej pracy łamania charpy’ego v co najmniej takie same jak materiał rodzimy; – dla spoin obciążonych statycznie wymagany jest poziom jakości c wg pn-en iso 5817 [10]. obliczanie połączeń, w których występuje kilka części i odcinków spoin, wymaga określenia podziału na poszczególne odcinki spoin. podział obciążenia w połączeniu może być określony w dowolny sposób, za pomocą analizy sprężystej lub plastycznej, przy spełnieniu poniższych wymagań: – siły i momenty wewnętrzne przyjmowane w analizie są w równowadze z siłami i momentami przyłożonymi do węzła, – nośność każdego elementu w węźle jest wystarczająca do przeniesienia wewnętrznych sił i momentów, – przyjęty rozkład sił wewnętrznych odpowiada sztywnościom względnym elementów węzła, – deformacje odpowiadające przyjętym siłom w węźle nie przekraczają zdolności do odkształceń łączników spoin i łączonych części, a deformacje w modelu obliczeniowym wynikają z możliwych obrotów lub przemieszczeń ciała sztywnego. zasady obliczania połączeń spawanych przedstawione w normie pn-en 1993-1-8 [7] są bardziej ogólne, niż w normie pn-90/b03200 [2], gdzie w większym stopniu podano gotowe schematy obliczeniowe i wzory dotyczące różnych typów połączeń spawanych. nośność obliczeniowa spoin pachwinowych efektywną długość spoiny pachwinowej lw przyjmuje się jako długość, na której spoina ma pełny przekrój. jest to długość całkowita spoiny zmniejszona o dwie grubości spoiny, aw. jeśli spoina ma pełny przekrój na całej długości, łącznie z początkiem i końcem, redukcja długości efektywnej nie jest wymagana. w obliczeniu uwzględnia się tylko spoiny o długości: li ≥ 30 mm oraz li ≥ 6aw, a obliczeniowe pole przekroju spoin przyjmuje się aw = σaw lw. jako efektywną grubość spoiny pachwinowej aw przyjmuje się wysokość największego trój kąta wpisanego w obrys przekroju poprzecznego spoiny, mierzoną prostopadle do zew nę trznego boku tego trójkąta (rys. 1). zaleca się projektować spoiny tak, aby ich grubość nie była mniejsza niż 3 mm. przy określaniu nośności obliczeniowej spoiny pachwinowej z głębokim przetopem można uwzględnić dodatkową grubość spoiny, o ile głębokość wtopienia potwie rdzą badania technologiczne. norma [2] dla tego typu spoin zalecała przyjmować zwiększoną grubość obliczeniową: a = 1,3 aw – dla spoin jednowarstwowych, a = 1,2 aw ≤ aw + 2 mm – dla spoin wielowarstwowych. spoiny pachwinowe mogą być stosowane do łączenia części, których ścianki tworzą kąt od 60° do 120°. w przypadku kąta mniejszego niż 60° spoinę należy traktować jako czołową z niepełnym przetopem. dla długich spoin w połączeniach zakładkowych, dłuższych niż 150aw, norma [7] zaleca zmniejszenie ich nośności współczynnikiem redukcyjnym: (1) natomiast w przypadku spoin o lw > 1,7 m, łączących żebra w elementach blachownicowych, przyjmuje się współczynnik redukcyjny w postaci: (2) gdzie: lw – długość spoiny, m. nośność obliczeniową spoin pachwinowych sprawdza się za pomocą dwóch metod: metodą kierunkową (wektorową) lub metodą uproszczoną. metoda kierunkowa jest metodą ogólną, wiernie oddającą zachowanie się spoin pachwinowych pod wpływem obciążenia. przyjmuje się równomierny rozkład naprężeń w przekroju spoiny, a jej nośność obliczeniową określa się z zależności: (3) gdzie: σ┴, τ┴, τii – składowe stanu naprężeń w przekroju spoiny, odpowiednio normalne i styczne do płaszczyzny jej przekroju (rys. 2); ƒu – nominalna wytrzymałość na rozciąganie materiału słabszej z łączonych części, 360÷560 n/mm2 dla t ≤ 40 mm i 340÷550 n/mm2 dla 40 < t ≤ 80 mm w zależności od gatunku stali [8]; βw = 0,8÷1,0 – współczynnik korelacji uwzględniający wyższe właściwości mechaniczne materiału spoiny w stosunku do materiału spawanego [7]; γm2 = 1,25 – współczynnik bezpieczeństwa przy sprawdzaniu nośności na rozerwanie [8]. rys. 1. grubość spoin pachwinowych: a) o różnym kącie pochylenia ścianek, b) z głębokim przetopem fig. 1. throat of fillet weld: a) with different angle, b) with weld deep penetration rys. 2. składowe naprężeń w przekroju spoiny pachwinowej: a) widok podłużny, b) przekrój poprzeczny fig. 2. components of stress in the section of fillet weld: a) the weld longitudinal section, b) the weld cross-section a) b) 17przegląd spawalnictwa 1/2011 we wzorze (3) obliczeniowa nośność spoiny jest związana z granicą wytrzymałości mate ria łu ƒu, a nie jego granicą plastyczności ƒy, niemniej jednak wzór (3) jest porównywalny ze wzorem na wytrzymałość spoin pachwi no wych w zło żonym stanie naprężenia według normy [2], w którym bazowano na ƒy. dla spoin o przekroju równoramiennego trójkąta prostokątnego: σ┴ = τ┴ = σ / √2 (rys. 2b), a drugi warunek we wzorze (3) jest zawsze spełniony i nie wymaga sprawdzenia. drugą metodą obliczania nośności spoin pachwinowych, wg normy [7], jest metoda uproszczona. niezależnie od położenia płaszczyzny przekroju spoiny względem działającej siły, nośność obliczeniowa na jednostkę długości fw, rd określona jest wzorem: (4) gdzie: ƒvw,d – obliczeniowa wytrzymałość spoiny na ścinanie (5) warunek (4) jest spełniony, gdy w każdym punkcie spoiny wypadkowa wszystkich przeno szo nych sił przez jednostkę jej długości spełnia warunek: (6) gdzie: fw, ed – wartość obliczeniowa siły działającej na jednostkę długości spoiny (rys. 3). zapis (6) jest warunkiem wytrzymałości, w którym wypadkowa naprężeń w każdym punkcie spoiny jest nie większa od obliczeniowej wytrzymałości spoiny na ścinanie wg (5). nośność obliczeniowa spoin czołowych grubość obliczeniową aw spoin czołowych przyjmuje się równą grubości cieńszej z łączonych części, a przy łączeniu elementów o jednakowej grubości równą tej grubości. grubość spoin czołowych z niepełnym przetopem przyjmuje się równą głębokości rowka do spawania (rys. 4a). w przypadku wykonywania tych spoin z głębokim przetopem przyjmuje się ich gru bość nie większą od głębokości przetopu regularnie uzyskiwanej i wykazanej wstępnymi badaniami. połączenie teowe z dwiema spoinami czołowo-pachwinowymi (rys. 4b), gdy spełnione są warunki: anom1 + anom2 ≥ t oraz cnom ≤ t/5 i cnom ≤ 3 mm, można traktować jako połączenie spoiną czołową o grubości aw = t. z pełnym przetopem nośność obliczeniowa spoin czołowych z pełnym przetopem jest nie mniejsza od nośności słabszej z łączonych części, przy czym materiał spoiny musi mieć właściwości mechaniczne (ƒy, ƒu) nie mniejsze niż materiał rodzimy [7]. nośność obliczeniową tych spoin, dla różnych stanów granicznych nośności, określa się wg [8]. w każdym przekroju odpowiednie warunki nośności określane są dla obliczeniowych efektów oddziaływań – pojedynczych lub złożonych przy: rozciąganiu, ściskaniu, zginaniu, ścinaniu, skręcaniu, zginaniu ze ścina niem, zginaniu z siłą podłużną oraz zginaniu ze ścinaniem i siłą podłużną. dla tych stanów granicznych nośności, formułę nośności obliczeniowej przyjmuje się stosownie do klasy przekroju, określonej według granicznych proporcji części ściskanych z [8]. przykładowo nośność przekrojów przy: rozciąganiu, zginaniu i ścinaniu określa się według niżej podanych zasad. a) warunek nośności rozciąganego styku spawanego siłą podłużną ned, niezależnie od klasy przekroju ma postać: (7) b) warunek nośności spoiny czołowej przy jednokierunkowym zginaniu momentem med ma postać: (8) gdzie mc, rd – obliczeniowa nośność przekroju w zależności od jego klasy: (9) gdzie: wpl – wskaźnik oporu plastycznego, wel, min – najmniejszy sprężysty wskaźnik wytrzymałości, weff, min – najmniejszy wskaźnik wytrzymałości przekroju współpracującego. rys. 3. wyznaczanie: a) nośności spoiny pachwinowej, b) wypadkowej siły obciążenia spoiny [11] fig. 3. the evaluation of: a) the fillet weld load capacity, b) the resultant force of the weld load [11] rys. 4. złącza z niepełnymi spoinami: a) złącze doczołowe, b) połączenie teowe fig. 4. incomplete penetration of joints: a) butt weld, b) tee joint 18 przegląd spawalnictwa 1/2011 c) warunek nośności przekroju przy ścinaniu obliczeniową siłą poprzeczną ved ma postać: (10) gdzie: vc, rd – obliczeniowa nośność przekroju przy ścinaniu, – przy projektowaniu plastycznym (11) gdzie: av – pole przekroju czynnego przy ścinaniu; w zależności od przekroju poprzecznego (kształtowniki i spawane przekroje skrzynkowe oraz rury prostokątne) przyjmowane wg p. 6.2.6(3) normy [8], – przy ścinaniu sprężystym (12) gdzie: s – moment statyczny względem osi głównej przekroju części przekroju pomiędzy punktem, w którym oblicza się τed, a brzegiem przekroju, j – moment bezwładności, t – grubość w rozpatrywanym punkcie, – w przypadku przekrojów dwuteowych, gdy af /aw ≥ 0,6, naprężenia ściskające w środniku można obliczać według wzoru: (13) gdzie: aƒ – pole przekroju pasa, aw – pole przekroju środnika: aw = hw tw. z niepełnym przetopem nośność obliczeniową spoin czołowych z niepełnym przetopem wyznacza się, stosując meto dę dla spoin pachwinowych z głębokim przetopem. grubość tych spoin przyjmuje się nie większą od głębokości przetopu regularnie uzyskiwanej i wykazanej w badaniach wstępnych. praktycznie, grubość efektywną tych spoin przyjmuje się równą głębokości rowka ukosowania [11÷13]. wytrzymałość zmęczeniowa spoin w grupie stalowych eurokodów konstrukcyjnych obejmujących pn-en 1993, przy projektowaniu konstrukcji narażonych na obciążenia zmęczeniowe, na uwagę zasługują dwie części podstawowe pn-en 1993-1-9 [14] i pn-en 1993-1-10 [15]. w eurokodzie 1993-1-9 podano metody oceny nośności zmęczeniowej elementów połączeń i węzłów narażonych na obciążenia powodujące zmęczenie. w eurokodzie 1993-1-10 podano wytyczne doboru stali na konstrukcje ze względu na odporność na kruche pękanie i na ciągliwość międzywarstwową elementów spawanych, w których może wystąpić znaczne rozwarstwienie jako skutek procesów wytwarzania. wytyczne doboru stali ze względu na jej odporność na kruche pękanie stosuje się w odniesieniu do nowych konstrukcji, gdyż nie dotyczą one konstrukcji użytkowanych. wymagania odnoszą się do elementów rozciąganych i elementów zginanych, narażonych na zmęczenie, przy czym właściwości materiałów przyjmuje się w odniesieniu do grup jakościowych stali w normach wyrobu [16]. wytrzymałość zmęczeniowa do celów normatywnych jest określona za pomocą krzy wych [14]: – dla nominalnych naprężeń normalnych: (14) – dla nominalnych naprężeń stycznych: (15) gdzie: δσr – wytrzymałość zmęczeniowa (przy naprężeniach normalnych); δτr – wytrzymałość zmęczeniowa przy ścinaniu; n – liczba cykli naprężeń; m – stała nachylenia krzywych zmęczeniowych: m = 3 lub m = 5; log a – stała, związana z m i kategorią karbu. rys. 5. krzywe wytrzymałości zmęczeniowej dla zakresów naprężeń normalnych fig. 5. fatigue strength lines for normal stress rys. 6. krzywe wytrzymałości zmęczeniowej dla zakresów naprężeń stycznych fig. 6. fatigue strength lines for shearing stress aw 19przegląd spawalnictwa 1/2011 każda kategoria jest oznaczona za pomocą liczby mianowanej w mpa, która reprezentuje wartości odniesienia δσc lub δτc, czyli wytrzymałość zmęczeniową przy 2 mln cykli [17]. krzywe odnoszące się do naprężeń normalnych i stycznych przedstawiono na rysunkach 5 i 6. odpowiednią kategorię karbu przypisuje się konkretnemu szczegółowi konstrukcyjnemu, a wartość zakresów zmienności naprężeń δσc dla liczby cykli n = 2 x 10 6 ustalono dla 75% przedziału ufności z 95% prawdopodobieństwem przeżycia, z uwzględnieniem odchylenia standardowego i liczebności próby (≥ 10). kategorie zmęczeniowe δσc i δτc, odpowiadające naprężeniom nominalnym, podano w normie [14], gdzie oprócz detali konstrukcyjnych i przypisanych im kategorii karbu podano również opis otworów, śrub, spoin, technologii spawania oraz dodatkowych wymagań konstrukcyjnych i wykonawczych. wyniki badań eksperymentalnych niektórych elementów odbiegały od krzywych zmęczeniowych z rysunku 5. ze względów bezpieczeństwa przypisano im kategorię zmęcze nio wą o jeden stopień niższą, niż to wynikało z hipotetycznej kategorii zmęczeniowej przy liczbie n = 2 x 106. te karby w tablicach 8.1÷8.10 w normie [14] opatrzono gwiazdką. ich kategorię zmęczeniową można podwyższyć, pod warunkiem, że zastosuje się zmodyfikowane krzywe wytrzymałości zmęczeniowej wg rysunku 7 (δσd dla n = 2 x 10 7 cykli oraz m = 3). w praktyce projektowej zdarzają się rozwiązania konstrukcyjne, dla których karby nie zostały wymienione w tablicach 8.1÷8.10 normy [14]. wówczas ocena zmęczenia nie odbywa się przy stosowaniu procedur opartych na zmienności naprężeń nominalnych, lecz na zmienności naprężeń geometrycznych. naprężeniem geometrycznym jest największe naprężenie główne w materiale rodzimym w pobliżu początku spoiny, uwzględniające wpływ koncentracji naprężeń, spowodowany ogólną geometrią karbu konstrukcyjnego. w metodzie naprężeń geometrycznych stosuje się kategorie zmęczeniowe podane w załączniku b normy [14], miarodajne ze względu na inicjację pęknięć: – przy brzegu spoin czołowych, – przy brzegu spoin pachwinowych mocujących elementy przyłączane, – przy brzegu spoin pachwinowych w złączach krzyżowych. dla poprzecznych spoin czołowych o grubości t > 25 mm oraz dla śrub o średnicach > 30 mm, norma [14] zaleca uwzględniać efekt skali za pomocą współczynników ks podanych w tablicach 8.1 i 8.3. zredukowana wytrzymałość zmęczeniowa dla tych elementów określana jest wzorem: (16) ocena zmęczenia ocenę zmęczenia przeprowadza się wg normy [14] w odniesieniu do wszystkich krytycznych miejsc (szczegółów) konstrukcji, stosując: metodę tolerowanych uszkodzeń lub metodę bezwarunkowej trwałości. metoda tolerowanych uszkodzeń zapewnia odpowiednią niezawodność konstrukcji pod warunkiem, że w okresie eksploatacji konstrukcja jest poddawana kontroli i zabiegom utrzymania, mającym na celu wykrycie i usunięcie uszkodzeń zmęczeniowych. metodę tę można stosować, jeśli w wypadku uszkodzenia zmęczeniowego możliwa jest redystrybucja sił między elementami konstrukcji. metoda bezwarunkowej trwałości zapewnia odpowiednią niezawodność konstrukcji bez konieczności regularnych kontroli na obecność uszkodzeń zmęczeniowych w okresie eksploatacji. metodę tę stosuje się, gdy lokalne pęknięcia w jakiejś części mogłyby doprowadzić do zniszczenia elementu lub konstrukcji. do oceny zmęczenia w elementach konstrukcji wartości sił wewnętrznych, a następnie naprężeń wyznacza się na podstawie sprężystej analizy konstrukcji pod obciążeniami powodującymi zmęczenie. naprężenia oblicza się jak w przypadku stanu granicznego użytkowalności. miarodajnymi naprężeniami w materiale rodzimym są: nominalne naprężenia normalne σ i nominalne naprężenia ścinające τ. naprężenia wyznacza się według klasycznej wytrzymałości materiałów, jak dla pręta o przekroju pryzmatycznym: (17a) (17b) gdzie: n, my , mz – odpowiednio siła podłużna i momenty zginające; a, jy , jz – pole i momenty bezwładności przekroju poprzecznego pręta; z, y – rzędne rozpatrywanego punktu, w którym są obliczane naprężenia, v – siła poprzeczna w płaszczyźnie ścinania; s, j, t – zgodnie z wzorem (12). w połączeniach nośnych na spoiny czołowe z ich niepełnym przetopem, lub na spoiny pachwinowe, siły przenoszone przez spoiny o jednostkowej długości rozkłada się na składowe: poprzeczną i równoległą do podłużnej osi spoiny (rys. 8). w spoinach tych ustala się naprężenia: normalne σwƒ, poprzeczne względem rys. 7. alternatywna wytrzymałość δσc dla przypadków δσc* fig. 7. alternative strength value δσc for δσc* 20 przegląd spawalnictwa 1/2011 osi spoiny: σwf = √σ┴ 2 f+ τ┴ 2 f, oraz ścinające τwf wzdłuż osi spoiny: τwƒ = τii f , i dla nich przeprowadza się dwa odrębne sprawdzenia. takie postępowanie różni się od tego, które stosuje się przy sprawdzaniu nośności spoin w metodzie kierunkowej wg (3). w ocenie zmęczenia, nominalne, zmodyfikowane lub geometryczne zakresy zmienności naprężeń nie powinny przekraczać wartości: (18a) (18b) spełnienie warunków (18) zapewnia, że konstrukcja nie ulegnie zmęczeniu w zakresie niskocyklowym (przy liczbie cykli mniejszej niż 104) [18]. zmęczenie wywołują zmieniające się naprężenia. przebieg zmienności naprężeń w czasie nazywany jest widmem lub spektrum naprężeń (rys. 9). widmo o stałej amplitudzie charakteryzuje się wartościami naprężeń maksymalnych σmax i minimalnych σmin w poszczególnych cyklach oraz naprężeniami średnimi σm = 0,5 (σmax + σmin). zakres zmienności naprężeń normalnych (stycznych) przyjmuje się, w rozpatrywanym punkcie konstrukcji, jako: (19a) (19b) w przypadku elementów niespawanych lub spawanych odprężonych oraz cykli naprężeń całkowicie lub częściowo ściskających, norma [14] zezwala na przyjmowanie zredukowanego zakresu zmienności naprężeń normalnych, uwzględniając 100% naprężeń rozciągających (σt) i 60% zakresu zmienności naprężeń ściskających (σc): (20) typowe sekwencje obciążeń, które odwzorowują wiarygodne górne ograniczenie wszystkich zdarzeń obciążeń użytkowych w projektowanym okresie eksploatacji, norma [14] zaleca wyznaczać na podstawie wartości z istniejących podobnych konstrukcji [19]. typowe cykle obciążenia, występujące n razy w projektowanym okresie użytkowania, podano w załączniku a do normy [14]. zmiany naprężeń w ciągu całego okresu trwałości konstrukcji pod obciążeniami powodującymi zmęczenie, tworzą historię naprężeń. do celów globalnej oceny bezpieczeństwa historię tę redukuje się do widma zakresów zmienności naprężeń, czyli do histogramu występowania wszystkich różnych co do wielkości zakresów, zarejestrowanego lub obliczonego dla określonego zdarzenia obciążeniowego. z nieregularnego, ogólnie biorąc, wykresu naprężeń σi(τi)–ni (rys. 9b) wybiera się odcinek charakterystyczny dla całego widma (załącznik a do normy [14]). dla tego odcinka sumuje się liczbę cykli nmax odpowiadającą równoważnemu zakresowi zmienności naprężeń δσi. zliczania cykli w celu zamiany takiego widma na równoważny mu zbiór widm jednorodnych dokonuje się metodą deszczową lub zbiornikową [3, 13, 20, 21]. sprawdzanie nośności ze względu na zmęczenie polega na wykazaniu, że przy obciąże niach zmęczeniowych spełnione są następujące warunki nośności: (21a) oraz (21b) w niektórych przypadkach, określonych w tablicach 8.1÷8.9 w normie [14], zakresy zmienności naprężeń wyznacza się na podstawie naprężeń głównych. w przypadku naprężeń złożonych (jeśli w normie [14] nie podano inaczej) należy wykazać, że spełniony jest warunek: (22) gdzie: δσc i δτc – wytrzymałość normatywna dla liczby 2x10 6 cykli; γfƒ – współczynnik częściowy dla równoważnych zakresów zmienności naprężeń o stałej amplitudzie (γfƒ = 1,0); γmƒ – częściowy współczynnik wytrzymałości zmęczeniowej δσc i δτc – z tablicy 3.1 normy [14]. rys. 8. składowe naprężeń w spoinach pachwinowych fig. 8. components of stress in fillet weld rys. 9. widma naprężeń: a) o stałej amplitudzie, b) niejednorodne fig. 9. spectra stress: a) constant amplitude, b) heterogeneous a) b) 21przegląd spawalnictwa 1/2011 występujące we wzorach (21) i (22) δσe,2 i δτe,2 to równoważne zakresy zmienności naprężeń o stałej amplitudzie, odniesione do 2 milionów cykli. obliczeniowe wartości zmienności naprężeń nominalnych γfƒ x δσe,2 oraz γfƒ x δte,2 wyznacza się następująco: (23a) (23b) gdzie: δσ (τ γfƒ x qk), δτ (γfƒ x qk) – zakres zmienności naprężeń od obciążeń wywołujących zmęczenie, λi – zastępcze czynniki uszkodzeń, zależne od widma obciążeń określonych normami, dotyczących różnych typów konstrukcji (mosty, kominy, wieże itp.). dla prostych konstrukcji, na które działa jednorodne widmo obciążenia, iloczyn λ1 x λ2 x λi x ... x λn może być zastąpiony współczynnikiem równoważności λ1, który pozwala przenieść zakres naprężenia o określonej liczbie cykli zmienności n na równoważny zakres naprężeń δσe,2, o liczbie cykli zmienności 2 x 10 6. (24) jeśli widmo naprężeń nie jest jednorodne i jedna z metod zliczania cykli charakteryzuje go w postaci zbioru kilku widm jednorodnych (nei i δσi), to ocena zmęczenia polega na wyznaczeniu sumarycznego wskaźnika uszkodzenia dd na podstawie reguły palmgrena-minera sumowania uszkodzeń zmęczeniowych [19÷20]: (25) gdzie: nei – liczba cykli związana z zakresem zmienności naprężeń γfƒ x δσi, w i-tym paśmie widma obliczeniowego; nri – trwałość (liczba cykli) uzyskana na podstawie krzywej obliczeniowej (δσc/γmf)–nr, dla zakresu zmienności γff x δσi (rys. 10. wg [14]). warunkiem sprawdzania nośności zmęczeniowej jest spełnienie warunków: – gdy rozpatruje się sumaryczne uszkodzenie: dd ≤ 1,0 (26) – gdy rozpatruje się równoważny zakres zmienności naprężeń: (27) podsumowanie w euronormach przyjęto, uwzględniając programy komputerowe w analizie konstrukcji, że osią podłużną pręta jest oś x-x, a osiami przekroju poprzecznego są osie y-y (pozioma) oraz z-z (pionowa). jednocześnie, dla stali konstrukcyjnej przyjęto oznaczać: granicę plastyczności symbolem fy i wytrzymałości na rozciąganie symbolem fu, pozostawiając w normach hutniczych oznaczenia: reh = ƒy i rm = ƒu. obliczanie połączeń spawanych wg normy pnen 1993-1-8 [7] nie różni się znacząco od obliczeń według normy dotychczasowej pn-90/b-03200 [2]. zasady obliczania, wprowadzone przez eurokod 3, są bardziej ogólne, zbudowane na odmiennej filozofii i metodologii niż dotychczasowe normy polskie. zawierają wiele odniesień do innych części eurokodów [8÷10, 14] oraz innych przepisów i norm. w normie [7], w odróżnienu od normy [2], zamieszczono jedynie w szczątkowym stopniu zalecenia konstrukcyjne oraz ograniczenia technologiczne związane z wykonawstwem połączeń spawanych. najważniejsze zmiany, wprowadzone przez normę [7], polegają na określeniu obliczeniowej wytrzymałości spoin pachwinowych, opartej na wytrzymałości materiału rodzimego (stali) na rozciąganie fu, zamiast granicy plastyczności ƒy, jak w normie [2]. różnice polegają także na uściśleniu sposobu wymiarowania połączeń pachwinowych długich. zasady sprawdzania, ze względu na zmęczenie, elementów i połączeń spawanych podlegających znacznej liczbie zmian naprężeń, podane są w pn-en 1993-1-9 [14]. możliwe jest zastosowanie dwóch metod: metody naprężeń nominalnych lub metody naprężeń geome trycznych. metoda naprężeń geometrycznych jest bardziej nowoczesna i dokładnie opisuje trwałość elementów i połączeń, wymaga jednak wyznaczenia naprężeń geometrycznych, których sposób wyznaczania nie został opisany w normie [14]. metoda naprężeń nominalnych pozwala sprawdzić nośność na zmęczenie elementów spawanych i niespawanych, których materiał dobrano zgodnie z pn-en 1993-1-10 [15]. przyjmuje się, że zmęczenie powinno być sprawdzane, jeśli w czasie użytkowania konstrukcji liczba cykli zmian naprężeń jest większa niż n = 104. obecnie przykłady obliczania połączeń i węzłów spawanych konstrukcji stalowych, zgodnie z eurokodem 3, zostały przedstawione w trzech wydawnictwach książkowych [11, 13, 21] i w artykule [12]. rozszerzone omówienie nośności spoin podlegających zmęczeniu wraz z przykładami ich obliczeń będzie przedstawione w tomie 2 pozycji [11]. rys. 10. liczba cykli do zniszczenia wg [14] fig. 10. number of fatigue cycles acc. to [14] 22 przegląd spawalnictwa 1/2011 literatura [1] senkara j.: czy złącze musi być najsłabszym miejscem konstrukcji? biuletyn instytutu spawalnictwa, nr 5/2003. [2] pn-90/b-03200. konstrukcje stalowe. obliczenia statyczne i projektowanie. [3] augustyn j.: połączenia spawane i zgrzewane. arkady, warszawa 1987. [4] wichtowski b.: wytrzymałość zmęczeniowa spawanych złączy doczołowych w sta lo wych mostach kolejowych. pn psz nr 527. wydawnictwo politechniki szczecińskiej, szczecin 2002. [5] wichtowski b.: korozja złączy spawanych w kominach przemysłowych. przegląd spawalnictwa, nr 10/1995. [6] hobracher a.: kierunki rozwoju technik spawalnictwa i łączenia w wykonawstwie wyro bów niezawodnych i ekonomicznych. biuletyn instytutu spawalnictwa, nr 2/2004. [7] pn-en 1993-1-8:2006. eurokod 3: projektowanie konstrukcji stalowych. część 1-8: projektowanie węzłów. [8] pn-en 1993-1-1:2006. eurokod 3: projektowanie konstrukcji stalowych. część 1-1: reguły ogólne i reguły dla budynków. [9] pn-en 1993-1-3:2006 (u). eurokod 3: projektowanie konstrukcji stalowych. część 1-3: reguły ogólne – reguły uzupełniające dla konstrukcji z kształtowników i blach profilowanych na zimno. [10] pn-en iso 5817:2009. spawanie – złącza spawane ze stali, niklu, tytanu i ich stopów (z wyjątkiem spawanych wiązką) – poziomy jakości według niezgodności spawalniczych. [11] bródka j., kozłowski a. (red.): projektowanie i obliczanie połączeń i węzłów konstrukcji stalowych, t. 1. pwt, rzeszów 2009. [12] kozłowski a., ślęczka l., wierzbicki s.: projektowanie połączeń spawanych wg pn-en 1993-1-1 i pn-en 1993-1-8. inżynieria i budownictwo, nr 3/2008. [13] bródka j., bronowicz m.: projektowanie konstrukcji stalowych zgodnie z eurokodem 3-1-1 wraz z przykładami obliczeń. wydawnictwo politechniki białostockiej, białystok 2001. [14] pn-en 1993-1-9:2007: eurokod 3. projektowanie konstrukcji stalowych. część 1-9: zmęczenie. [15] pn-en 1993-1-10:2007: eurokod 3. projektowanie konstrukcji stalowych. część 1-10: udarność i ciągliwość międzywarstwowa. [16] wichtowski b.: ocena zmęczenia i doboru stali na konstrukcje stalowych mostów spawanych wg eurokodu 3. przegląd spawalnictwa, nr 12/2009. [17] wichtowski b.: kategoria zmęczeniowa spoin czołowych poprzecznych badanych laboratoryjnie. inżynieria i budownictwo, nr 5/2007. [18] goss cz., kłysz s., wojnowski w.: problemy niskocyklowej trwałości zmęczeniowej wybranych stali i połączeń spawanych. witwl, warszawa 2004. [19] gurney t.r.: zmęczenie konstrukcji spawanych. wnt, warszawa 1973. [20] kocańda s., szala j.: podstawy obliczeń zmęczeniowych. pwn, warszawa 1997. [21] kozłowski a. (red.): konstrukcje stalowe – przykłady obliczeń według pn-en 1993-1. część pierwsza – wybrane elementy i połączenia. owprz, rzeszów 2009. na zeszłorocznych targach expoblach tooltech 2010, odbywających się w dniach 12÷15 października 2010 r. w krakowie, firma soditronic na swoim stoisku zaprezentowała mikrospawarkę laserową starweld tool integral firmy rofin. urządzenie wyposażone jest w źródło nd:yag (1064 nm) o mocy nominalnej 200 w i maksymalnej mocy w impulsie 12 kw. spawanie realizowane jest automatycznie wg zadanej trajektorii lub prowadzenie wiązki po powierzchni materiału realizowane jest ręcznie przez specjalnie przygotowane do tego celu otwory w obudowie urządzenia. mocowanie elementów odbywa się na przesuwanym stole umożliwiającym obróbkę części o długości do 500 mm i masie do 350 kg, chociaż spawanie realizowane przy otwartej komorze powoduje, że gabaryty łączonych elementów mogą znacznie przekraczać pojemność komory. optyka pozwala na dowolne prowadzenie wiązki lasera wzdłuż dwóch osi. pionowe płaszczyzny, podcięcia, głębokie rowki i inne obszary o utrudnionym dostępie mogą być spawane bez obracania lub pochylania detalu, co jest szczególnie istotne przy spawaniu dużych i ciężkich form lub narzędzi. spawanie ręczne prowadzone jest przez okular mikroskopu zamontowanego w górnej części urządzenia o dziesięciokrotnym lub szesnastokrotnym powiększeniu. całość procesu można obserwować na monitorze. zarówno monitor, jak i mikroskop stanowią integralne wyposażenie urządzenia dostarczane przez producenta. kompaktowa konstrukcja urządzenia zawiera układ chłodzenia i generator wiązki oraz komorę roboczą wraz z ruchomym stołem roboczym. wewnątrz urządzenia rozprowadzone zostały również przewody doprowadzające gazy ochronne doprowadzane z butli. przewody gazowe są podłączone za pomocą szykbkozłączek zamocowanych w obudowie urządzenia. podczas targów prezentowane było urządzenie pracujące – oglądający mogli samodzielnie wykonywać złącza materiałów dostępnych na stoisku soditronic, jak również przyniesionych przez siebie. lechosław tuz mikrospawarka starweld tool integral 201502_psaw.pdf 23przegląd spawalnictwa vol. 87  2/2015 wpływ energii liniowej spawania wiązką laserową na mikrostrukturę i wybrane właściwości połączeń ze stali ahss na przykładzie cpw 800 effect of laser welding linear energy on microstructure and selected properties of ahss steel joints of the cpw 800 maciej różański adam grajcar sebastian stano dr inż. maciej różański — instytut spawalnictwa, dr hab. inż. adam grajcar, prof. pol. śl. – politechnika śląska, instytut materiałów inżynierskich i biomedycznych, dr inż. sebastian stano — instytut spawalnictwa. autor korespondencyjny/corresponding author: maciej.rozanski@is.gliwice.pl streszczenie praca dotyczy problematyki spawania laserowego stali typu cpw 800 z mikrododatkami ti i nb. próby spawania laserowego blach walcowanych termomechanicznie prowadzono techniką głębokiego przetopienia z wykorzystaniem lasera na ciele stałym. przeprowadzono próby przy różnej energii liniowej procesu, a następnie wykonano badania metalograficzne makroskopowe i mikroskopowe oraz oceniono twardość materiału rodzimego, strefy wpływu ciepła i spoiny. określono wpływ energii liniowej spawania na szerokość spoiny. twardość spoiny wynosi około 400 hv1 niezależnie od energii liniowej spawania, a dominującym składnikiem strukturalnym złącza jest martenzyt niskowęglowy. przedstawiono wyniki badania wytrzymałości na rozciąganie połączeń spawanych. słowa kluczowe: spawanie laserowe, stal ahss abstract this study discusses issues related to laser welding of the cpw 800 steel with ti and nb microadditions. the tests of laser welding of thermomechanically rolled sheet samples were carried out using keyhole welding and a solid-state laser. the tests performed for the various values of linear energy were followed by macroand microscopic metallographic investigations as well as by the hardness measurements of base metal, heat-affected zone and fusion weld. the effect of welding linear energy on a weld width has been determined. the weld hardness is approximately 400 hv1 independent on the welding linear energy applied. low-carbon martensite is a dominant microstructural constituent of the joint. results of tensile strength test of welded joint were presented. keywords: laser welding, advanced high-strength steel wstęp zapotrzebowanie przemysłu motoryzacyjnego na materiały o korzystnym połączeniu własności mechanicznych i technologicznych determinuje opracowywanie nowych stopów wysokowytrzymałych, posiadających dużą plastyczność i odkształcalność technologiczną. w ostatniej dekadzie największy postęp technologiczny w motoryzacji można odnotować w zakresie opracowania i wytwarzania nowoczesnych stali wysokowytrzymałych z grupy ahss (advanced highstrength steels), które umożliwiają redukcję masy 24 przegląd spawalnictwa vol. 87 2/2015 struktury nośnej samochodu przy jednoczesnym zwiększeniu bezpieczeństwa biernego [1÷6]. charakterystyczną cechą stali ahss jest ich wielofazowa mikrostruktura, zapewniająca korzystne połączenie między wytrzymałością i plastycznością. do grupy tych stali zalicza się stale typu dual phase (dp), transformation induced plasticity (trip) oraz complex phase (cp). ograniczenie masy samochodu jest możliwe dzięki kompleksowemu podejściu obejmującemu zastępowanie klasycznych stali głębokotłocznych przez wysokowytrzymałe stale ahss, stosowanie nowoczesnych metod kształtowania blach oraz stosowanie wysokowydajnych procesów ich łączenia. zapewnienie odpowiedniej spawalności stali, a także odkształcalności blach stalowych jest zawsze kompromisem pomiędzy własnościami mechanicznymi i technologicznymi. skład chemiczny stali typu cp oraz ich własności mechaniczne zapewnione na drodze obróbki cieplnej lub cieplno-plastycznej lokują je w górnym zakresie wytrzymałości i umiarkowanym zakresie plastyczności uzyskiwanym przez stale ahss [2÷5,7]. cechą charakterystyczną tych stali – bazujących na osnowie bainitycznej – jest mała różnica twardości pomiędzy poszczególnymi składnikami strukturalnymi. cecha ta powoduje, że stale complex phase charakteryzują się dobrą tzw. „lokalną ciągliwością”, szczególnie pożądaną przy zaginaniu obrzeży blach i wywijaniu kołnierzy [8,9]. z tego względu znajdują one zastosowanie na elementy o skomplikowanym kształcie stanowiące wzmocnienia boczne drzwi, elementy siedzeń i paneli podłogowych [5,9]. obecnie dominującą technologią łączenia elementów karoserii samochodowych jest zgrzewanie rezystancyjne, ze względu na dużą wydajność i niezawodność procesu [2÷4,10,11]. coraz większe znaczenie zyskuje spawanie laserowe, które można stosować w różnych odmianach, jak np. spawanie laserowe z wiązką zogniskowaną w dwóch punktach (bifocal welding) [4,12]. spośród stali wielofazowych dotychczas najwięcej uwagi poświęcono spawalności stali typu dp [13÷15]. generalnie w zakresie wytrzymałości do 800 mpa ich spawalność nie nastręcza większych trudności, głównie ze względu na ograniczone do 0,1% stężenie węgla. znacznie większe problemy występują w przypadku łączenia stali trip, które zawierają podwyższone stężenie węgla (0,2-0,3%). towarzyszące dużej szybkości chłodzenia tworzenie się struktur martenzytycznych prowadzi do twardości złącza w zakresie od 420 do 550 hv [5,16,17]. w tym przypadku zalecane jest stosowanie dodatkowego impulsu cieplnego mającego na celu odpuszczenie mikrostruktury [4,18]. dodatkowym problemem jest duża podatność stali trip do tworzenia licznych wtrąceń niemetalicznych w strefie przetopionej [19,20]. zagadnienie spawalności stali typu cp dotychczas jest rzadko podejmowane. stale typu cp zawierają podobne stężenie c do stali dwufazowych. należy się spodziewać, że ich spawalność powinna być relatywnie dobra. z drugiej strony zawierają podwyższone stężenie cr, mo, si i/lub al, zwiększających skłonność stali do podhartowania. elementem wyróżniającym te stale są mikrododatki nb i ti wprowadzone w celu rozdrobnienia ziarna. w tym kontekście należy wykorzystać doświadczenia łączenia stali hsla wytwarzanymi przez walcowanie termomechaniczne [21÷23]. w trakcie spawania może dochodzić do zaburzenia dyspersyjnego rozmieszczenia węglikoazotków w strukturze złącza, co może powodować w niektórych warunkach zwiększenie skłonności złączy do pękania [23]. materiał do badań do badań wpływu energii liniowej spawania laserowego na mikrostrukturę i właściwości połączeń ze stali cpw 800 użyto blach o grubości 2,5 mm. z arkuszy blach o wymiarach 1000x1500 mm wycięto laserowo próbki do badań laboratoryjnych o wymiarach 150x300 mm. z krawędzi ciętych laserowo przed procesem spawania usunięto mechanicznie warstwę tlenkową a powierzchnię blach na szerokości 50 mm od krawędzi spawanej odtłuszczono acetonem. skład chemiczny stali cpw 800 zgodnie z atestem wytwórcy, firmy thyssen krupp stahl ag, przedstawiono w tablicy i. jest to produkowana przemysłowo stal walcowana na gorąco i poddana kontrolowanemu chłodzeniu. stal zawiera ograniczone stężenie węgla (ok. 0,08%) oraz podwyższoną zawartość mn, si i cr zwiększających jej hartowność. dodatkowo zwiększone stężenie krzemu i aluminium ma na celu ograniczenie procesu wydzieleniowego węglików w bainicie [1,2,9]. mikrododatki ti i nb (tabl. i) wprowadzono w celu rozdrobnienia mikrostruktury i utwardzania wydzieleniowego stali [9,23]. stanowisko do badań oraz wykonanie połączeń próbnych próby spawania laserowego stali prowadzono techniką głębokiego przetopienia („keyhole welding”) c mn si cr s p ti n al mo ce 0,08 1,72 0,56 0,34 0,003 0,010 0,125 0,002 0,29 0,016 0,46 uwaga: równoważniki węgla ce obliczono wg wzoru ce=c+mn+si+ni+cr+mo [%] 6 24 40 5 4 tablica i. skład chemiczny blachy stalowej w gat. cpw800, % wag table i. chemical composition of the cpw800 steel sheet, wt.% 25przegląd spawalnictwa vol. 87  2/2015 z wykorzystaniem lasera na ciele stałym, zintegrowanego ze zrobotyzowanym systemem do obróbki laserowej, zainstalowanym w instytucie spawalnictwa w gliwicach. powyższe stanowisko laboratoryjne spełnia wymagania stawiane współczesnym, najnowszym stanowiskom przemysłowym i jest wyposażone w: – laser trudisk 12002 – laser na ciele stałym typu yb:yag firmy trumpf o maksymalnej mocy 12 kw i jakości wiązki laserowej określanej parametrem bpp≤8 mm·mrad, – głowicę cfo firmy trumpf (rys. 1) połączoną ze źródłem laserowym światłowodem o średnicy 300 µm i soczewką skupiającą o długości ogniskowej fog =300 mm. średnica ogniska wiązki laserowej wynosiła 450 µm. rys. 1. głowica cfo do spawania wiązką laserową techniką z głębokim przetopieniem fig. 1. the cfo head for laser beam keyhole welding w celu zapewnienia dokładnego pozycjonowania wiązki laserowej wzdłuż linii styku spawanych blach, odcinki próbne zamocowano za pomocą systemu docisków mimośrodowych do stołu będącego integralną częścią stanowiska. w celu dobrania parametrów spawania, zapewniających uzyskanie prawidłowego kształtu spoiny oraz przetapiania na wskroś, przeprowadzono próbne przetapianie blach ze stali niestopowej o grubości odpowiadającej grubości badanych materiałów. w celu określenia wpływu parametrów spawania wiązką laserową na właściwości mechaniczne oraz mikrostrukturę połączeń spawanych wykonano złącza próbne doczołowe, stosując różne warianty parametrów procesu. dobór parametrów oparto na doświadczeniu własnym oraz wynikach wstępnych prób przetapiania blach o grubości 2,5 mm. wytypowano 5 wariantów parametrów umożliwiających uzyskanie poprawnych jakościowo złączy, tj. z przetopieniem na całej grubości materiału podstawowego, brakiem rozprysku, przepaleń, podtopień, itp. blachy ze stali cpw 800 mocowano na stole montażowym z zaciskami, gwarantującymi precyzyjne pozycjonowanie złącza wzdłuż zadanej trajektorii wiązki laserowej. krawędzie złącza przygotowano na i i zamocowano bez odstępu, a spawanie prowadzono w atmosferze powietrza. wykonano 5 złączy próbnych przy wytypowanych zestawach parametrów spawania (tabl. ii). nr próbki 11 12 13 14 15 moc wiązki, kw 2 3 4 4 5 prędkość spawania, mm/s 33 60 83 100 130 energia liniowa, kj/mm 0,060 0,050 0,048 0,040 0,037 tablica ii. parametry spawania laserowego blach ze stali cpw 800 o grubości 2,5 mm table ii. parameters of laser welding of 2,5 mm thick cpw 800 steel sheets w celu przygotowania próbek do badań metalograficznych i pomiaru twardości spawane złącza przecięto w płaszczyźnie prostopadłej do osi spoiny, w środku długości przetopionej dla każdego wariantu. badania metalograficzne wykonano dla 5 wariantów spawania, a szczegółowej analizie mikrostrukturalnej poddano złącze wykonane przy energii liniowej spawania 0,05 kj/mm. przygotowanie polegało na zainkludowaniu próbek w żywicy epoksydowej, szlifowaniu na papierach o numeracji kolejno: 80, 320, 1000 i 2500, a następnie polerowaniu na płótnach polerskich z dodatkiem zawiesiny polerskiej, kolejno diamentowej i korundowej o wielkości ziarna odpowiednio 3 i 0,05 µm. mikrostrukturę próbki ujawniono poprzez jej trawienie w 3% nitalu a następnie w wodnym roztworze pirosiarczanu potasu. celem dodatkowego trawienia w pirosiarczanie potasu było ujawnienie austenitu szczątkowego. wyniki badań badania metalograficzne makroskopowe badania metalograficzne makroskopowe prowadzono przy użyciu mikroskopu świetlnego typu mef4 firmy leica przy powiększeniu 25x. badania przeprowadzono dla próbek wykonanych z zastosowaniem wszystkich wytypowanych wariantów parametrów. w przypadku każdego badanego złącza dokonano 26 przegląd spawalnictwa vol. 87 2/2015 pomiaru szerokości przetopienia oraz strefy wpływu ciepła (swc). pomiaru szerokości poszczególnych obszarów dokonano w połowie grubości blachy (rys. 2a). wyniki pomiaru zmian szerokości przetopienia oraz strefy wpływu ciepła w funkcji energii liniowej procesu przedstawiono na rysunku 2b. nr próbki 11 12 13 14 15 a [mm] 0,81 0,76 0,74 0,63 0,60 b [mm] 0,36 0,21 0,19 0,16 0,15 s ze ro ko ść m m energia liniowa, kj/mm rys. 2. miejsce wykonania pomiaru szerokości spoiny oraz strefy wpływu ciepła (a) oraz wyniki pomiaru dla połączeń wykonanych z różną energią liniową (b) fig. 2. area of measurements of the fusion weld and heat affected zone widths (a) and results for the joints welded at a different linear energy na rysunku 3 przedstawiono makrostruktury połączeń wykonanych z różną energią liniową. wykonane złącza cechują się dobrą jakością, tj. zaobserwowane niezgodności spawalnicze (np. podtopienia) mieszczą się w poziomie jakości b wg pn-en iso 13919-1. energia liniowa spawania – 0,037 kj/mm energia liniowa spawania – 0,040 kj/mm energia liniowa spawania – 0,048 kj/mm energia liniowa spawania – 0,05 kj/mm energia liniowa spawania – 0,06 kj/mm rys. 3. makrostruktura złączy ze stali cpw 800 spawanych laserowo z różną energią liniową: 0,037 kj/mm (a), 0,040 kj/mm (b), 0,048 kj/mm (c), 0,05 kj/mm (d) oraz 0,06 kj/mm (e) fig. 3. macrostructure of the cpw 800 steel joints laser-welded at a different linear energy: 0,037 kj/mm (a), 0,040 kj/mm (b), 0,048 kj/mm (c), 0,05 kj/mm (d) and 0,06 kj/mm (e) makrostruktury charakteryzuje typowe, kolumnowe ułożenie kryształów, równolegle do kierunku najszybszego odprowadzania ciepła, tj. prostopadle do osi wzdłużnej spoiny. mikrostruktura spoiny oraz strefy wpływu ciepła złączy spawanych badaniom mikrostruktury poddano materiał podstawowy oraz złącze spawane, tj. spoinę i strefę wpływu ciepła w trzech miejscach: w obszarze bezpośrednio przylegającym do spoiny, w połowie szerokości swc oraz od strony materiału podstawowego. mikrostrukturę materiału podstawowego po walcowaniu termomechanicznym stanowi osnowa bainityczno-ferrytyczna (b-f), w której rozmieszone są wyspy martenzytyczno-austenityczne (m-a) o zróżnicowanej wielkości (rys. 4). największe wyspy m-a mogą być przyczyną zaniżenia udarności złącza [24]. a) b) otrzymane wyniki wskazują, że wraz ze zwiększeniem energii liniowej spawania zwiększa się zarówno szerokość spoiny (a – rys. 2b) jak i strefy wpływu ciepła (b – rys. 2b). spoina wraz ze strefą wpływu ciepła wykonana przy najmniejszej energii liniowej (0,037 kj/mm) wykazuje najmniejszą szerokość – odpowiednio 0,60 i 0,15 mm (rys. 2b). największą szerokość spoiny oraz strefy wpływu ciepła odpowiednio 0,81 i 0,36 mm – wykazuje złącze wykonane przy energii liniowej 0,060 kj/mm. ← ← ← ← ← ← ← ← a) b) c) d) e) 27przegląd spawalnictwa vol. 87  2/2015 zidentyfikowano także drobne ziarna austenitu szczątkowego. ich udział jest niewielki i może mieścić się w przedziale 3-5%, jak podaje wytwórca stali. mikrostruktura charakteryzuje się dużym stopniem rozdrobnienia i uprzywilejowanym ułożeniem ziarn względem kierunku walcowania. rys. 4. mikrostruktura stali cpw800 z widocznymi wyspami martenzytyczno-austenitycznymi m-a i austenitem szczątkowym γr w osnowie bainityczno-ferrytycznej (b+f) fig. 4. microstructure of the cpw800 steel with martensiticaustenitic islands m-a and retained austenite γr located in the bainitic-ferritic matrix (b+f) do badań metalograficznych mikroskopowych wytypowano złącze wykonane przy pośredniej energii liniowej spawania wynoszącej 0,050 kj/mm. wyniki badań mikrostrukturalnych przedstawiono na rysunku 5. mikrostrukturę złącza przetopionego stanowi martenzyt listwowy, przy czym wielkość listew jest największa w osi przetopienia (rys. 5b) i zmniejsza się w kierunku strefy wpływu ciepła (rys. 5c, d). strukturę strefy wpływu ciepła w pobliżu linii wtopienia stanowi martenzyt drobnolistwowy (rys. 5e). strefa wpływu ciepła od strony materiału podstawowego wykazuje mikrostrukturę w postaci mieszaniny martenzytu z bainitem. przejście między strefą wpływu ciepła a materiałem rodzimym charakteryzuje drobnoziarnista mieszanina składająca się z bainitu, ferrytu i austenitu szczątkowego (rys. 5f). zwiększony udział drobnych ziarn austenitu szczątkowego w strefie przejściowej jest wynikiem częściowego wzbogacenia austenitu w węgiel w zakresie temperatur międzykrytycznych (pomiędzy ac1 a ac3). podobną strefę o zwiększonym udziale fazy γ często obserwuje się w stalach typu trip, zgodnie z danymi literaturowymi [16,17,19]. potwierdzenie obecności austenitu szczątkowego oraz roli dyspersyjnych wydzieleń węglikoazotków zawierających ti i nb w kształtowaniu struktury drobnoziarnistej wymaga jednak dalszych badań z wykorzystaniem skaningowej i transmisyjnej mikroskopii elektronowej, a także badań składu fazowego (badania dyfrakcyjne). rys. 5. makrostruktura (a) i mikrostruktura złącza wykonanego z energią liniową 0,05 kj/mm: mikrostruktura spoiny (b), strefy wpływu ciepła (c) oraz poszczególne obszary swc (d, e, f) fig. 5. macrostructure (a) and microstructure of the joint made at a linear energy of 0,05 kj/mm: microstructures of the fusion weld (b), heat affected zone (c) and particular haz areas (d, e, f) pomiar twardości na przekroju poprzecznym złączy spawanych pomiar twardości na przekroju poprzecznym złączy spawanych przeprowadzono za pomocą urządzenia kb50bvz-fa firmy kb prüftechnik stosując obciążenie wgłębnika 9,81 n (hv1). pomiaru dokonano od osi spoiny w obu kierunkach, ustalając odległość pomiędzy punktami pomiarowymi co 0,2 mm. linia pomiaru przebiegała w środku grubości spoiny. wyniki pomiaru twardości na przekroju poprzecznym złączy przedstawiono na rys. 6. twardość materiału podstawowego wynosi ok. 270˜290 hv1, co świadczy o dużej zawartości bainitu w stali i silnym umocnieniu wydzieleniowym ferrytu przez dyspersyjne wydzielenia węglikoazotków. istotny jest także efekt umocnienia odkształceniowego stali podczas walcowania poniżej temperatury rekrystalizacji fazy γ, o czym świadczy wyraźne ukierunkowanie struktury wyjściowej (rys. 4). przeprowadzone pomiary twardości na przekroju poprzecznym złączy spawanych przy różnych parametrach procesu wykazały, że w każdym z badanych złączy zaszły przemiany fazowe powodujące znaczny a) b) c) d) e) f) 28 przegląd spawalnictwa vol. 87 2/2015 wzrost twardości stali, zarówno w przypadku spoiny jak i strefy wpływu ciepła. wzrost twardości spoiny potwierdzają wyniki badań metalograficznych mikroskopowych, wykazujących obecność w spoinie struktury martenzytycznej w niemal całej objętości metalu spoiny (rys. 5). największą twardość w zakresie między 370 a 400 hv1 wykazuje strefa przetopiona, bez wyraźnej zależności od zastosowanej energii liniowej w zakresie od 0,037 do 0,06 kj/mm. tw ar do ść h v 1 odległość od osi spoiny, mm rys. 6. wyniki pomiaru twardości na przekroju poprzecznym złączy spawanych przy różnych parametrach procesu fig. 6. results of hardness measurements along the cross section of the joint welded at different parameters of the process specyfika spawania laserowego charakteryzującego się dużą gęstością mocy wiązki laserowej i dużą prędkością spawania (bardzo duża szybkość chłodzenia) spowodowała występowanie przemiany martenzytycznej w całej objętości materiału. przyczyną relatywnie niskiej twardości martenzytu stali cpw 800 jest ograniczona w niej do 0,08% zawartość węgla, a stąd małe przesycenie martenzytu węglem. uzyskana twardość mieści się w zakresie pomiędzy wartościami uzyskiwanymi dla stali dp [5,13÷15] i trip [16÷19], o podobnym zakresie wytrzymałości. w przypadku spoiny wykonanej z największą energią liniową (0,06 kj/mm) można zaobserwować wyraźne poszerzenie strefy o dużej twardości, co odpowiada makrostrukturze stali ujawniającej najszerszą strefę przetopioną i swc (rys. 3e). spadek twardości w przypadku tego złącza jest najbardziej łagodny, podczas gdy w pozostałych przypadkach relatywnie stromy, co odpowiada wąskiej strefie przejściowej dla złączy spawanych w zakresie energii liniowej od 0,037 do 0,05 kj/mm. wytrzymałość na rozciąganie i próba zginania połączeń spawanych badania wytrzymałości na rozciąganie prowadzono na maszynie wytrzymałościowej firmy instron (model 4210). próbki do badań przygotowano zgodnie z wymaganiami pn-en iso 4163:2013, a do próby zginania zgodnie z pn-en iso 5173:2010. dla każdego złącza przeprowadzono po pięć prób rozciągania oraz cztery próby zginania, po dwie z rozciąganiem lica i grani spoiny. próbę zginania prowadzono z użyciem trzpienia gnącego o średnicy d=10 mm. próbki zginano do kąta 180°. w każdym przypadku w próbie rozciągania zerwanie próbki nastąpiło w znacznej (tj. ok. 20÷30 mm) odległości od spoiny a wytrzymałość materiału podstawowego wynosiła od 825 do 890 mpa. wyniki wytrzymałości na rozciąganie przedstawiono w tablicy iii. podczas próby zginania nie zaobserwowano żadnych pęknięć ani rys złączy spawanych. 12 13 14 15 numer próbki (moc wiązki) wyniki prób rozciągania, mpa wartość średnia z prób rozciągania, mpa odchylenie standardowe, mpa 11 (0,060 kj/mm) 856,4; 860,3; 863,9; 856,1; 847,2 856,8 6,2 12 (0,050 kj/mm) 825,6; 830,5; 825,1; 890,5; 825,9 839,5 28,6 13 (0,048 kj/mm) 837,1; 872,7; 832,8; 837,6; 862,1 848,5 17,8 14 (0,040 kj/mm) 869,2; 862,0; 864,6; 871,2; 863,9 866,2 3,9 15 (0,037 kj/mm) 847,2; 858,7; 872,1; 829,0; 842,4 849,9 16,4 uwaga: w każdym przypadku zerwanie nastąpiło w materiale podstawowym tablica iii. wytrzymałość na rozciąganie połączeń spawanych laserowo blach ze stali cpw 800 table iii. results of tensile strength test of laser welded joint of cpw 800 steel 29przegląd spawalnictwa vol. 87  2/2015 wnioski przeprowadzone próby spawania laserowego potwierdziły możliwość uzyskania wysokiej jakości złączy spawanych ze stali typu complex phase w szerokim zakresie parametrów spawania. mimo zastosowania atmosfery powietrza cykl spawalniczy charakteryzował się dużą stabilnością i przetopieniami pozbawionymi porowatości, podtopień i nadmiernego odparowania metalu. wykonane próby wykazały, że energia liniowa spawania powinna być ograniczona do około 0,05 kj/mm. powyżej tej wartości uzyskuje się złącza o nadmiernej szerokości spoiny i strefy wpływu ciepła. dynamiczny cykl spawania laserowego skutkuje otrzymaniem martenzytu w przeważającej części złącza. ograniczone stężenie węgla w stali decyduje jednak, że jest to martenzyt niskowęglowy o relatywnie małym stopniu przesycenia węglem i wykazujący zadowalającą w aspekcie spawania twardość około 390 hv1. duży udział bainitu w stali cpw 800 powoduje, że twardość materiału rodzimego jest jedynie około 25-30% niższa od twardości spoiny, co gwarantuje relatywnie dużą jednorodność własności wykonanych złączy. wytrzymałość na rozciąganie połączeń spawanych była niemniejsza od 825 mpa, przy czym w każdym przypadku zerwanie rozciąganej próbki występowało poza spoiną. literatura [1] adamczyk j., grajcar a.: blachy samochodowe typu dp i trip walcowane metodą obróbki cieplno-mechanicznej. hutnik – wiadomości hutnicze nr 7-8/2004, s. 305-309. [2] senkara j.: współczesne stale karoseryjne dla przemysłu motoryzacyjnego i wytyczne technologiczne ich zgrzewania. przegląd spawalnictwa nr 11/2009, s. 3-7. [3] krajewski s., nowacki j.: mikrostruktura i właściwości stali o wysokiej wytrzymałości ahss. przegląd spawalnictwa nr 7/2011, s. 22-27. [4] kowielski s., mikno z., pietras a.: welding of advanced highstrength steels. biuletyn instytutu spawalnictwa nr 2/2012, s. 5-14. [5] rutkowski d., ambroziak a.: wpływ umocnienia laserowego współczesnych stali karoseryjnych dla przemysłu motoryzacyjnego na właściwości mechaniczne. biuletyn instytutu spawalnictwa nr 5/2014, s. 50-58. [6] stano s.: spawanie laserowe blach o zróżnicowanej grubości przeznaczonych na półfabrykaty karoserii samochodowych typu tailored blanks. prace prowadzone w instytucie spawalnictwa. biuletyn instytutu spawalnictwa nr 2/2005, s. 24-28. [7] grajcar a., różański m.: spawalność wysokowytrzymałych stali wielofazowych ahss. przegląd spawalnictwa, nr 3/2014, s. 22-31. [8] gipiela m.l., nikhare c., marcondes p.v.p.: experimental and numerical investigation of hole expansion on cpw800 steel. aip conf. proc. 1567, numisheet’2014, 2013, s. 406-409. [9] grajcar a.: struktura stali c-mn-si-al kształtowana z udziałem przemiany martenzytycznej indukowanej odkształceniem plastycznym. wydawnictwo politechniki śląskiej, gliwice 2009. [10] papkala h.: zgrzewanie oporowe metali. wydawnictwo kabe, krosno 2003. [11] gould j.e., khurana s.p., li t.: predictions of microstructures when welding automotive advanced high-strength steels. welding journal nr 5/2006, s. 111-116. [12] klimpel a.: technologie laserowe w spawalnictwie. wydawnictwo politechniki śląskiej, gliwice 2011. [13] poggio s., ponte m., gambaro c., adamowski j.: badanie zgrzewalności oporowej stali ahss dp600. przegląd spawalnictwa nr 12/2005, s. 22-25. [14] zadroga l., pietras a., węglowska a.: zgrzewanie rezystancyjne punktowe blach typu dp450 i dp600. biuletyn instytutu spawalnictwa nr 3/2007, s. 49-55. [15] węglowski m.s., stano s., osuch w., michta g.: laser welding of dp steel – characterization of microstructure of steel and welded joint. inżynieria materiałowa nr 3/2010, s. 256-259. [16] grajcar a., różański m., stano s., kowalski a., grzegorczyk b.: effect of heat input on microstructure and hardness distribution of laser welded si-al trip-type steel. advances in materials science and engineering, vol. 2014, 2014, doi. org/10.1155/2014/658947. [17] grajcar a., różański m., stano s., kowalski a.: microstructure characterization of laser-welded nb-microalloyed silicon-aluminum trip steel. journal of materials engineering and performance, vol. 23, 2014, s. 3400-3406. [18] cretteur l., koruk a.i., tosal-martinez l.: improvement of weldability of trip steels by use of in-situ preand postheat treatments. steel research, vol. 73, 2002, s. 314-319. [19] amirthalingam m., hermans m.j.m., richardson i.m.: microstructural development during welding of silicon and aluminum based transformation induced plasticity steels inclusion and elemental partitioning analysis. metallurgical and materials transactions a, vol. 40a, 2009, s. 901-909. [20] grajcar a., różański m., kamińska m., grzegorczyk b.: study on non-metallic inclusions in laser-welded trip-aided nb-microalloyed steel. archives of metallurgy and materials, vol. 59, 2014, s. 1163-1169. [21] lisiecki a., mańka j.: spawanie blach ze stali s420mc o podwyższonej granicy plastyczności laserem diodowym dużej mocy. biuletyn instytutu spawalnictwa nr 3/2012, s. 67-71. [22] gruszczyk a., griner s.: własności połączeń spawanych i zgrzewanych stali obrobionych termomechanicznie. przegląd spawalnictwa nr 5-6/2006, s. 39-41. [23] górka j.: własności i struktura złączy spawanych stali obrabianej termomechanicznie o wysokiej granicy plastyczności. wydawnictwo politechniki śląskiej, gliwice 2013. [24] mroczka k., zielińska-lipiec a., ratuszek w., tasak e.: identyfikacja składników strukturalnych w strefie wpływu ciepła w stalach o dużej wytrzymałości. hutnik – wiadomości hutnicze nr 7-8/2004, s. 396-399. ps 10 2015 www.pdf 98 przegląd spawalnictwa vol. 87 10/2015 wpływ drgań ultradźwiękowych na kształt i strukturę przetopień wykonanych wiązką lasera w stopie aluminium effects of ultrasonic vibrations on laser beam welded aluminium alloy fusion welds shape and structure dr hab. inż. arkadiusz krajewski, mgr inż. michał hudycz, dr inż. jarosław grześ – politechnika warszawska, zakład inżynierii spajania. autor korespondencyjny/corresponding author: akrajews@wip.pw.edu.pl streszczenie w artykule przedstawiono wyniki badań strukturalnych nad wpływem ultradźwiękowych drgań mechanicznych o dużym natężeniu wprowadzanych poprzecznie do kierunku przetapiania laserem stopu aluminium 2017a na budowę i strukturę strefy przetopienia. badania struktury przetopień zostały przeprowadzone za pomocą analizy fraktalnej. słowa kluczowe: drgania ultradźwiękowe, struktura strefy przetopienia, spawanie laserowe abstract the study is concerned with the effect of highintensity ultrasonic vibrations propagated crosswise to overlaying welding direction on the structure of fusion welds produced by 2017a alloy by laser beam welding process. the structure of weld was done by fractal analysis. keywords: ultrasonic vibration, structure of welds, laser beam welding wstęp wykorzystanie drgań mechanicznych w celu poprawy struktury i własności połączeń sprowadza się w wielu przypadkach do bezkrytycznego stosowania drgań i obserwacji efektów. właściwe zastosowanie drgań do modyfikacji procesów spajania stanowi wciąż wyzwanie dla technologów ze względu na niedoskonałość technicznych rozwiązań dotyczących wprowadzania drgań. jednym z ważnych czynników które należy uwzględnić jest kierunek z którego wprowadzane są drgania w stosunku do kierunku poruszania się źródła ciepła. jedne z pierwszych prób zbadania jaki wpływ ma kierunek wprowadzanych drgań na strukturę uzyskiwanych napoin opisano w [1,2]. choć długość stosowanych w ramach prac eksperymentalnych fali drgań o częstotliwości 20khz w stopie aluminium 201671a wynosi 0,254m to wyniki badań [1,2] pokazują, że nie bez znaczenia jest, z której strony drgania propagują w stosunku do poprzecznie usytuowanego ściegu. podejmowane, nieliczne próby modyfikacji klasycznych procesów spawania poprzez zastosowanie drgań ultradźwiękowych dowodziły, że uzyskuje się różne efekty w zależności od częstotliwości drgań jak i od miejsca oraz sposobu ich wprowadzania w stosunku do źródła ciepła. możemy to prześledzić w pozycjach [3÷7]. w niniejszym artykule opisano wyniki badań przeprowadzonych w trakcie przetapiania laserem co pozwoliło na uniezależnienie się od zakłóceń spowodowanych niestabilnością źródła ciepła jak i dużą objętością fazy ciekłej w jeziorku spawalniczym. arkadiusz krajewski, michał hudycz, jarosław grześ metodyka badań w ramach pracy zostały przeprowadzone eksperymenty przetapiania wiązką lasera co2 przy udziale drgań ultradźwiękowych oraz bez nich. przetapianie wykonano na płaskich powierzchniach bocznych poprzecznie do osi falowodu, który był w kształcie prostopadłościanu o wymiarach 0,254×0,03×0,03m wykonanego ze stopu aluminium 2017a (rys. 1). długość falowodu (0,254m) była równa długości ultradźwiękowych drgań stojących o częstotliwości 20 khz. eksperymenty przetapiania prowadzono na stanowisku badawczym (rys. 2) składającym się z falowodu sprzężonego z przetwornikiem piezoelektrycznym o częstotliwości 20khz połączonym z generatorem ultradźwiękowym o mocy 2,5 kw za pomocą koncentratora o wzmocnieniu 1/1. do przetapiania zastosowano laser co2 o mocy 2,5 kw firmy vegmann-bassel zastosowano jedno modową wiązkę o mocy 1,5 kw a proces przetapiania prowadzono w argonie z prędkością 0,5 m/min. przetopienia wykonano w charakterystycznych dla przebiegu drgań miejscach odległych od początku falowodu o 0,063; 0,095; 0,127; 0,159 i 0,1905 m. następnie wykonano przekroje poprzeczne przetopień dla poszczególnych przypadków i przeprowadzono badania mikrostruktury. w przypadku strzałki drgań występującej w odległości 0,127 m przeprowadzono dodatkowo analizę fraktalną otrzymanej struktury przetopienia. 99przegląd spawalnictwa vol. 87  10/2015 rys. 1. wymiary falowodu ze stopu 2017a zastosowanego w eksperymencie [mm] i widok wykonanych przetopień (pierwsza od prawej wykonana bez drgań, a kolejne z drganiami) oraz przebieg przemieszczeń, podłużnych εl i poprzecznych εt w falowodzie, rozkład naprężeń osiowych σ, poprzecznych τ i zredukowanych σz fig. 1. the waveguide dimensions in mm and padding welds view (right sight reached without vibrations, the next with vibrations) and distribution of longitudinal displacement εl and transversal displacement εt, and axial stresses σ, transverse stresses τ, and reduced stresses σz rys. 2. stanowisko do prób przetapiania laserem z układem drgającym fig. 2. experimental laser welded set-up with the vibration unit badania metalograficzne po przetapianiu odcinki z napoinami wycięto prostopadłe do osi przetopienie. otrzymane przekroje szlifowano, polerowano i trawiono odczynnikiem kellera. w ramach badań makrostrukturalnych wykonano serię zdjęć przedstawiających widoki i profile poprzeczne uzyskanych napoin. przeprowadzone badania strukturalne miały charakter porównawczy, a ich wyniki przedstawiono na rysunku 3÷8. a) b) rys. 3. struktura wtopienia układanego metodą lw na stopie aluminium 2017a bez zastosowania drgań ultradźwiękowych. lewa strona wtopienia a), prawa b) fig. 3. structure of 2017a alloy after laser welding without ultrasonic vibration. left side a), right side b) a) b) rys. 4. struktura wtopienia układanego metodą lw na stopie aluminium 2017a z zastosowaniem drgań ultradźwiękowych. kierunek propagacji drgań od strony prawej przetopienia b) do strony lewej a). przekrój poprzeczny wykonany w odległości z=0,0635 m od mocowanego czoła falowodu fig. 4. structure of 2017a alloy after laser welding with ultrasonic vibration. cross section at the distance z=0,0635 m from the fixed waveguide face. propagation direction is from right side b) to left side a) rys. 5. struktura wtopienia układanego metodą lw na stopie aluminium 2017a z zastosowaniem drgań ultradźwiękowych. kierunek propagacji drgań od strony prawej napoiny b) do strony lewej a). przekrój poprzeczny wykonany w odległości z=0,090 m od mocowanego czoła falowodu fig. 5. structure of 2017a alloy after laser welding with ultrasonic vibration. cross section at the distance z=0,090 m from the fixed waveguide face. propagation direction is from right side b) to left side a) a) b) a) b) rys. 6. struktura wtopienia układanego metodą lw na stopie aluminium 2017a z zastosowaniem drgań ultradźwiękowych. kierunek propagacji drgań od strony prawej napoiny b) do strony lewej a). przekrój poprzeczny wykonany w odległości z=0,127 m od mocowanego czoła falowodu fig. 6. structure of 2017a alloy after laser welding with ultrasonic vibration. cross section at the distance z=0,127 m from the fixed waveguide face. propagation direction is from right side b) to left side a) 100przegląd spawalnictwa vol. 87 10/2015 rys. 7. struktura wtopienia układanego metodą lw na stopie aluminium 2017a z zastosowaniem drgań ultradźwiękowych. kierunek propagacji drgań od strony prawej napoiny b) do strony lewej a). przekrój poprzeczny wykonany w odległości z=0,159 m od mocowanego czoła falowodu fig. 7. structure of 2017a alloy after laser welding with ultrasonic vibration. cross section at the distance z=0,159 m from the fixed waveguide face. propagation direction is from right side b) to left side a) a) b) rys. 8. struktura wtopienia układanego metodą lw na stopie aluminium 2017a z zastosowaniem drgań ultradźwiękowych. kierunek propagacji drgań od strony prawej napoiny b) do strony lewej a). przekrój poprzeczny wykonany w odległości z=0,1905 m od mocowanego czoła falowodu fig. 8. tructure of 2017a alloy after laser welding with ultrasonic vibration. cross section at the distance z=0,1905 m from the fixed waveguide face. propagation direction is from right side b) to left side a) a) b) analiza kąta wzrostu ziaren i pochylenia linii wtopienia wprowadzanie ultradźwiękowych drgań podłużnych o dużym natężeniu podczas wtapiania laserem falowodu ze stopu aluminium 2017a spowodowało zmiany w nachyleniu linii wtopienia i kierunków wzrostu ziaren. na rysunku 9 zilustrowano te zaobserwowane przypadki, w zależności od współrzędnej z przybliżając rzeczywisty zarys linii wtopienia cięciwami. przyjęto następujące oznaczenia: lw1 – linia wtopienia od strony wejścia fali drgań z fazy stałej do ciekłej, lw2 – linia wtopienia od strony wyjścia fali drgań z fazy ciekłej do stałej, lwg1 – linia wyznaczająca kierunek wzrostu ziarna podczas krzepnięcia w obszarze lica wtopienia od strony wejścia fali drgań, lwg2 – linia wyznaczająca kierunek wzrostu ziarna podczas krzepnięcia w obszarze lica wtopienia od strony wyjścia fali drgań, lwd1 – linia wyznaczająca kierunek wzrostu ziarna podczas krzepnięcia w obszarze grani wtopienia od strony wejścia fali drgań, lwd2 – linia wyznaczająca kierunek wzrostu ziarna podczas krzepnięcia w obszarze grani wtopienia od strony wyjścia fali drgań. na rysunku 10 pokazano zależność zmiany kąta linii wtopienia i kierunku wzrostu ziaren dla wtopień uzyskanych za pomocą lasera, w zależności od wartości współrzędnej z. można zauważyć, że występuje pewna zależność kąta nachylenia linii wtopienia od tego, czy drgania wnikają do ciekłego jeziorka, czy też z niego wychodzą. wartości kątów mierzono od linii prostopadłej do kierunku rozchodzenia się drgań. można zauważyć, że kąt pochylenia linii wtopienia zależy, zarówno od współrzędnej z, jak i od rodzaju granicy faz: ciekła/stała (2/1) oraz stała/ciekła (1/2). wyraźnie widać, iż w przypadku współrzędnej z≠0,127 m kąt pochylenia linii wtopienia od strony wprowadzania drgań jest mniejszy, niż w okolicy „strzałki” drgań. ponadto można zauważyć, iż wartości kątów pochylenia linii wtopienia uzyskane przy wprowadzaniu drgań, w porównaniu do wartości otrzymanych bez ich zastosowania, są większe (z wyłączeniem przypadku linii wtopienia, kiedy to drgania wychodzą z fazy ciekłej do stałej). okazuje się także, że i kierunek wzrostu ziaren zależy od współrzędnej z i rodzaju granicy ośrodków. i tak, w przypadku lica wtopienia, zarówno przy wprowadzaniu drgań z fazy stałej do ciekłej, jaki i wychodzeniu drgań z ciekłej fazy do stałej, obserwuje się podobne tendencje w pochyleniu linii wzrostu ziaren. w obu przypadkach, kiedy drgania wchodzą do jeziorka ciekłego metalu, jaki i przy ich wyjściu notuje się wyraźny wzrost wartości kąta nachylenia linii wzrostu ziaren (od 20 do 35°). rys. 9. wtopienia uzyskane wiązką lasera przy udziale drgań ultradźwiękowych. poszczególne przypadki ułożeń linii wtopienia lw1-2 i kierunków wzrostu ziaren lw1d, lw2d, lw1g i lw2g dla różnych wartości współrzędnej z; strzałkami zaznaczono kierunek wprowadzania drgań fig. 9. schemes representing the fusion lines (lw1-2) and grain growth lines (lw1d, lw2d, lw1g and lw2g) for laser welds according to variable coordinate z. arrows show the vibration propagation direction rys. 10. zmiany kąta linii wtopienia i kierunku wzrostu ziaren przetopień uzyskanych za pomocą lasera w zależności od współrzędnej z, (linia przerywana reprezentuje odpowiednie średnie wartości kątów nachylenia linii wtopienia, bez udziału drgań) fig. 10. laser welded fusion lines and grain growth lines relationships from the coordinate z (interrupted line represent suitable average angle values of fusion line and grain growth line) 101przegląd spawalnictwa vol. 87  10/2015 określenie kierunku wzrostu ziaren dla przypadków z rysunków 3÷8 przeprowadzono również w oparciu o analizę fraktalną. do analizy wybrano obrazy o wymiarach 256x256 pikseli, pochodzące z obszaru w pobliżu linii wtopienia. (rys. 11). następnie poddano je obróbce w programie imagej, w efekcie której otrzymano reprezentację binarną z widocznymi granicami ziaren oraz wydzieleniami. następnie, wykorzystując program opracowany w zakładzie inżynierii spajania politechniki warszawskiej, określono wartości wymiaru fraktalnego stosując metodę lcd (line counting dimension). metoda lcd jest modyfikacją metody bcd (box counting dimension), w której siatkę pomiarową zastąpiono linią pomiarową [8]. skanowanie linią pomiarową prowadzono wzdłuż linii prostopadłej do osi przetopienia. otrzymane wartości zamieszczono w tablicy i i ii. kierunek krystalizacji (wzrostu ziaren) określono wykorzystując w tym celu obraz amplitudowy fft (fast fourier transformation) badanej struktury (rys. 12). kierunek określono za pomocą kąta między nim a osią pionową przetopienia (rys. 13). otrzymane wartości podano w tablicy iii. analizując otrzymane wartości wymiaru fraktalnego określonego za pomocą metody lcd (tablica i i ii) stwierdzono niższe jego wartości dla struktur otrzymanych przy zastosowaniu drgań. porównując wartości wymiaru fraktalnego liniowego dla odpowiednich struktur z lewej i prawej strony niższe wartości średnie odnotowano dla struktur z lewej strony. histogramy wartości wymiaru fraktalnego, otrzymane dla poszczególnych struktur przetopień, miały charakter unimodalny. mniejszymi wartościami rozstępu charakteryzowały się struktury z lewej strony przetopień (poza przypadkiem z=0,1905 m). współczynnik zmienności dla struktur z lewej strony nie przekracza (poza przypadkiem z=0,1905 m) wartości 5%, natomiast dla struktur z prawej strony (poza przypadkiem struktury odniesienia oraz z=0,0635 m) przyjmuje wartości z zakresu 5˜6%. kąt wyznaczający kierunek krystalizacji (tabl. iii, rys. 14) przyjmuje na ogół większe wartości dla struktur przetopień wykonanych przy współudziale drgań niż dla struktur odniesienia, przy czym dla struktur ze strony lewej zmiany są mniejsze niż dla struktur ze strony prawej. rys. 11. reprezentacyjne obszary pozyskania obrazów do analizy fig. 11. the black rectangle defines a region-of-interest rys. 12. przykładowe a) obrazy struktur, b) obrazy fft c) obrazy fft po operacji progowania fig. 12. a) images of structures, b) fft images c) fft images after thresholding operation współrzędna z=0,159 m strona lewa strona prawa rys. 13. określenie kierunku krystalizacji fig. 13. crystallization direction współrzędna z [m] wymiar fraktalny dla struktur ze strony lewej (wyjście drgań) fdllmin fdllmean fdllmax r var s cv [%] bez drgań 0,6465*) 0,7463*) 0,8212*) 0,1747 0,0009 0,0301 4,03 0,0635 0,6576 0,7393 0,8116 0,1540 0,0009 0,0305 4,13 0,095 0,6131 0,7071 0,8152 0,2021 0,0012 0,0351 4,97 0,127 0,5809 0,6673 0,7490 0,1681 0,0010 0,0331 4,96 0,159 0,6320 0,7326 0,7967 0,1647 0,0009 0,0306 4,17 0,1905 0,4800 0,6722 0,7900 0,3100 0,0018 0,0428 6,36 fdllmin, mean, max – wartość minimalna, średnia, maksymalna dla struktur ze strony lewej fdlp min, mean, max – wartość minimalna, średnia, maksymalna dla struktur ze strony prawej r – rozstęp, var – wariancja, s – odchylenie standardowe, cv – współczynnik zmienności *) – wartości dla struktur odniesienia, uzyskanych bez stosowania fali ultradźwiękowej tablica i. wymiar fraktalny badanych struktur przetopień table i. fraktal dimension of analyzed structures 102przegląd spawalnictwa vol. 87 10/2015 współrzędna z [m] wymiar fraktalny dla struktur ze strony prawej (wejście drgań) fdllmin fdllmean fdllmax r var s cv [%] bez drgań 0,6479*) 0,7552*) 0,8286*) 0,1807 0,0012 0,0359 4,76 0,0635 0,6328 0,7487 0,8117 0,1789 0,0009 0,0307 4,10 0,095 0,5982 0,7129 0,7997 0,2015 0,0018 0,0426 5,98 0,127 0,6039 0,7228 0,8210 0,2171 0,0018 0,0428 5,93 0,159 0,5962 0,7401 0,8118 0,2156 0,0015 0,0390 5,28 0,1905 0,5761 0,7091 0,8174 0,2413 0,0015 0,0397 5,60 fdllmin, mean, max – wartość minimalna, średnia, maksymalna dla struktur ze strony lewej fdlp min, mean, max – wartość minimalna, średnia, maksymalna dla struktur ze strony prawej r – rozstęp, var – wariancja, s – odchylenie standardowe, cv – współczynnik zmienności *) – wartości dla struktur odniesienia, uzyskanych bez stosowania fali ultradźwiękowej tablica ii. wymiar fraktalny badanych struktur przetopień table ii. fraktal dimension of analyzed structures współrzędna z [m] alfal [stopnie] alfap [stopnie] bez drgań 123*) 106*) 0,0635 131 135 0,095 130 100 0,127 111 104 0,159 136 133 0,1905 157 170 *) – wartości dla struktur odniesienia uzyskanych bez stosowania fali ultradźwiękowej tablica iii. kierunki krystalizacji badanych struktur przetopień table iii. crystallization directions of analyzed structures rys. 14. kierunek wzrostu kryształów w funkcji położenia przetopienia (linie przerywane – wartości dla struktur odniesienia) fig. 14. crystallization direction as function of coordinates z (dot lines – reference structure) podsumowanie zastosowanie drgań ultradźwiękowych wprowadzanych poprzecznie do przetopień nie pozostało bez wpływu na ich strukturę wyraźnie wyróżniając obszary od strony wejścia i wyjścia drgań choć różnice te nie dyskwalifikują charakterystyki przetopień. można zatem wprowadzić do złącza lub przetopienia drgania poprzecznie w stosunku do kierunku posuwu źródła ciepła, uzyskać zamierzony efekt charakteryzujący budowę ziarnistą i nie doprowadzić jednocześnie do nieakceptowalnych zmian geometrii przetopienia. o zmianach kierunku krystalizacji związanej z wprowadzaniem drgań świadczą także niższe wartości wymiaru fraktalnego dla struktur przetopień wykonanych z zastosowaniem drgań, w porównaniu ze strukturami odniesienia, wykonanymi bez ich udziału. otrzymane wyniki sugerują 103przegląd spawalnictwa vol. 87  10/2015 literatura [1] krajewski a., wpływ drgań mechanicznych wykorzystywanych w procesach spajania na właściwości połączeń, zeszyt 258, issn 978-837814-118-1, oficyna wydawnicza politechniki warszawskiej, 2013. [2] krajewski a., hudycz m., grześ j., wpływ drgań ultradźwiękowych na kształt i strukturę napoin ze stopu aluminium wykonanych metodą mig, przegląd spawalnictwa, nr 6, str. 3-11, 2014. [3] balasubramanian k., studies on the effect of vibration on hot cracking and grain size in aa7075 aluminum alloy welding, international journal of engineering science and technology, vol. 3, nr 1, s.681-685, 2011. [4] takehiko watanabe, masataka shiroki, atsushi yanagisawa, tomohiro sasaki, improvement of mechanical properties of ferritic stainless steel weld metal by ultrasonic vibration, journal of materials processing technology, niigata, japan 27 may 2010. [5] lei yu-cheng, wang zhi-wei, chen xi-zhang, effect of arc-ultrasound on microstructures and mechanical properties of plasma arc welded joints of sicp/al mmcs, science direct, zhenjiang, harbin, china 6 july 2010. [6] honggang donga, liqunyanga, chuang dongb, sindokouca, improving arc joining of al to steel and al to stainless steel, journal of materials processing technology, dalian, china/ madison, usa, 24 november 2011. [7] krajewski a., włosiński w., chmielewski t., kołodziejczak p., ultrasonic-vibration assisted arc-welding of aluminum alloys, bulletin of the polish academy of science, issn 0239-7528, vol. 60, no. 4, pp. 841-852, 2012. [8] grześ j., wymiar fraktalny wybranych struktur złącza spawanego ze stali h17, prace naukowe mechanika, z. 229: 23-31, oficyna wydawnicza politechniki warszawskiej 2009. również, iż położenie przetopienia, rozumiane jako odległość od miejsca wprowadzenia drgań (współrzędna z), wywiera wpływ na jego strukturę (przede wszystkim kierunek krystalizacji i pochylenie linii wtopienia). wyniki analizy fraktalnej wykazały dobrą zgodność z wynikami pomiarów przeprowadzonych wcześniej na zdjęciach struktur przetopień, potwierdzając tym samym celowość stosowania analizy fraktalnej do oceny zmian występujących w badanych strukturach. 201411_pspaw.pdf 28 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 problemy związane z wykrywaniem  pęknięć zmęczeniowych osi kolejowych problems related to detection of fatigue cracks of railway axles bogusław ładecki dr inż. bogusław ładecki – akademia górniczo-hutnicza w krakowie. autor korespondencyjny/corresponding author: boglad@uci.agh.edu.pl wstęp jednym z najistotniejszych elementów, ze względu na bezpieczeństwo eksploatacji pojazdów szynowych, są osie zestawów kołowych. osie takie eksploatowane są zwykle bezawaryjnie w okresie kilkudziesięciu lat, przy czym pomimo projektowania takich osi w zakresie tzw. nieograniczonej trwałości zmęczeniowej, wobec występowania szeregu złożonych zjawisk eksploatacyjnych i materiałowych, rejestrowane są przypadki występowania uszkodzeń osi kończące się niekiedy tragicznie, jak w czerwcu 2009 r. w viareggio, gdzie w wyniku pęknięcia zmęczeniowego osi w wagonie cysterny przewożącej gaz skroplony zginęły 32 osoby, a rannych zostało 27 osób. w tablicy i zestawiono sumaryczne liczby pękniętych w polsce na wskroś osi w latach 2006-2012, uzyskane na podstawie danych gromadzonych przez departament bezpieczeństwa kolejowego przy urzędzie transportu kolejowego. niestety urząd ten, ani żadna inna instytucja działająca w naszym kraju, nie gromadzi streszczenie pomimo projektowania osi pojazdów szynowych w zakresie tzw. nieograniczonej wytrzymałości zmęczeniowej, wobec występowania szeregu złożonych zjawisk eksploatacyjnych, co roku rejestrowane są kolejne przypadki wykolejenia pojazdów szynowych spowodowane pęknięciami zmęczeniowymi osi. w pracy poddano analizie przyczyny kilku przypadków pęknięć osi w ostatnich latach, na podstawie dostępnych danych. pomimo statystycznie niewielkiej liczby danych można z nich wyciągnąć wniosek, że dla znaczącej liczby badań defektoskopowych osi wykonywanych techniką ultradźwiękową pęknięcia o znacznych wymiarach mogą nie być wykrywane. przeprowadzona analiza najistotniejszych czynników mających wpływ na wykrywalność pęknięć zmęczeniowych osi pojazdów szynowych dała podstawę do opracowania zaleceń odnośnie prowadzenia badań defektoskopowych osi, których wykorzystanie może mieć znaczący wpływ na wykrywalność pęknięć. słowa kluczowe: osie kolejowe, propagacja pęknięcia zmęczeniowego, badania nieniszczące abstract despite designing of axles of railway vehicles in terms of the so-called ‘unlimited fatigue strength’, and this with taking into account a number of complex operational phenomena, each year there are recorded new cases of derailment of rail vehicles due to the occurrence of fatigue cracks in axles. the present study gives the analysis of the reasons for the occurrence of several cases of axle cracks in recent years, based on available data. on the basis of this analysis, despite the statistically small number of data, it can be concluded that for a significant number of flaw detection examinations, performed using the ultrasound technique, cracks of considerable size may not be detected. the performed analysis of the most important factors affecting the detection of fatigue cracks in the axles of railway vehicles has given grounds for the development of recommendations for flaw detection examinations of axles, the use of which may have a significant impact on cracks detection. keywords: certification, non-destructive personnel, certification body 29przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 dokładniejszych informacji dotyczących przyczyn pękania osi, takich jak: ekspertyzy mające na celu wyjaśnienie przyczyn powstania pęknięć, daty prowadzenia badań defektoskopowych, zastosowane techniki badawcze itd. jednocześnie nie są gromadzone informacje dotyczące liczby osi wyłączonych z eksploatacji na podstawie badań nieniszczących. dane takie gromadzone są np. w czechach, gdzie przykładowo dla osi pełnych i drążonych, na zbadanych ogółem w 2009 r. 39 217 szt. osi, na podstawie badań nieniszczących wyłączono z eksploatacji 854 osie, co stanowi 2,18% ogólnej liczby przebadanych osi [1]. dane zestawione w tablicy i wskazują, że w latach 2007-2009 liczba pękniętych osi była bardzo duża. w ostatnich kilku latach liczba pękających osi jest już mniejsza, ale dalej znacząca, co wobec niebezpieczeństwa wystąpienia w każdym takim przypadku katastrofy kolejowej stanowić powinno podstawę do wykonania dokładniejszych analiz mających na celu wyjaśnienie przyczyn braku wcześniejszego wyeliminowania takich osi z eksploatacji. analiza dostępnych wyników badań pękniętych osi jak wcześniej wspomniano, nie stworzono w naszym kraju odpowiedniej bazy danych, która mogłaby stanowić podstawę do wykonania odpowiedniej analizy statystycznej przyczyn występowania pęknięć osi pojazdów szynowych. brak ujawniania takich danych związany jest prawdopodobnie ze znacznymi konsekwencjami finansowymi spowodowanymi wykolejeniami wagonów [2], przy czym takie postępowanie powoduje obniżenie bezpieczeństwa eksploatacji taboru kolejowego. rok 2006 2007 2008 2009 2010 2011 2012 pęknięcia osi w pojazdach kolejowych 3 22 67 12 3 2 4 obiekt/ miejsce data zdarzenia data naprawy/ badań ndt prawdopodobna przyczyna viareggio 29.06.2009 01-03.2009 złamanie zmęczeniowe podpiaścia osi – rysunek 1 [3] wagon towarowy do przew. złomu 22.04.2011 naprawa główna 30.01.2008 złamanie zmęczeniowe przedpiaścia osi spowodowane niewykryciem wady osi w miejscu powstania ogniska przełomu zmęczeniowego podczas naprawy [2] wagon 152a 28.10.2011 badania ut 26.08.2009 złamanie zmęczeniowe podpiaścia osi – rysunek 2, spowodowane niewykrytym ogniskiem przełomu o charakterze zmęczenia wysokocyklowego, z korozją powierzchni i rysą na głębokość 0,5 mm w obszarze pęknięcia oraz pęknięciem pierścienia łożyskowego po drugiej nieuszkodzonej stronie osi [4] wagon węglarki 14.04.2012 naprawa rewiz. 02.2012 złamanie zmęczeniowe przedpiaścia osi – rysunek 3 [5] tablica i. liczba pękniętych osi w latach 2006-2012 table i. number of axles cracked in 2006-2012 tablica ii. dostępne dane dotyczące wypadków spowodowanych pęknięciem osi w latach 2011-2012 table ii. available data on accidents caused by axles cracks in 2011-2012 w związku z powyższym analizie poddano kilka przypadków pęknięć osi stwierdzonych w latach 2011-2012, dla których dostępne były odpowiednie dane. podstawowe dane dotyczące wykolejenia pojazdów szynowych spowodowanych pęknięciami osi zestawów kołowych pokazano w tablicy ii, w której umieszczono również informacje dotyczące katastrofy w viareggio. dla wszystkich przypadków powstania pęknięć zmęczeniowych osi zestawionych w tablicy ii stwierdzić można liczne podobieństwa. analiza przełomów pokazanych na rysunkach 1÷3, jak również opisowo przełomu dla pozycji 2 w ww. tablicy wskazuje, że strefa przełomu doraźnego (strefa resztkowa, dołamania) nie przekracza ok. 30% przekroju osi, co świadczy o tym, że przekroje były słabo obciążone [6], czyli na etapie projektowania zastosowano odpowiednio wysokie wartości współczynników bezpieczeństwa. w każdym przypadku mamy zatem do czynienia ze zmęczeniem wysokocyklowym, które następowało w długim okresie z małą prędkością propagacji pęknięcia. w żadnym z rozważanych przypadków nie wskazano na występowanie wad materiałowych lub wad procesu technologicznego wytwarzania osi. w przypadku materiału osi (poz. 3 w tabl. ii), stwierdzono co prawda występowanie skupisk wtrąceń niemetalicznych oraz pasmowość struktury w pewnych obszarach osi, jednak występowania takich defektów nie stwierdzono bezpośrednio w obszarze przełomu zmęczeniowego. jak widać na rysunkach 1÷3, pęknięcia zmęczeniowe zainicjowane zostały na powierzchniach zewnętrznych osi. mamy tu zatem do czynienia z przypadkami, gdzie nieograniczona dla prawidłowo zaprojektowanych i wykonanych osi trwałość zmęczeniowa, uległa ograniczeniu ze względu na stan techniczny osi. jako najbardziej prawdopodobną przyczynę zainicjowania zjawisk zmęczeniowych na powierzchni 30 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 skutkiem tego po pewnym okresie pracy inicjowane są pęknięcia zmęczeniowe w najbardziej wytężonych obszarach osi o charakterze zmęczenia korozyjnego. dalsza analiza danych zestawionych w tablicy ii wskazuje, że pomimo prowadzonych przed terminem wystąpienia dekohezji osi badań defektoskopowych, niekiedy kilka miesięcy przed wypadkiem, pęknięcia zmęczeniowe o bardzo dużych rozmiarach nie zostały wykryte. w dostępnych materiałach nie zawarto informacji dotyczących stosowanych technik badawczych, nasuwa się jednak wniosek, że dla znaczącej liczby badań defektoskopowych prowadzonych techniką ultradźwiękową (ut) pęknięcia osi o znacznych wymiarach mogą nie być wykrywane. rys. 1. przełom zmęczeniowy osi wagonu cysterny – katastrofa w viareggio [3] fig. 1. fatigue fracture of the tank car axle – catastrophe in viareggio acc. to [3] rys. 2. przełom zmęczeniowy osi wagonu 152a [4] fig. 2. fatigue fracture of the wagon type 152a axle acc. to [4] rys. 3. przełom zmęczeniowy osi wagonu węglarki 437wa [5] fig. 3. fatigue fracture of the coal wagon type 437wa axle acc. to [5] rys. 4. przełom zmęczeniowy osi wagonu węglarki 437wa [5] fig. 4. fatigue fracture of the coal wagon type 437wa axle acc. to [5] rozważanych osi można wskazać występowanie korozji powierzchniowej, jak również powstanie niewielkich karbów geometrycznych (rys) spowodowanych uszkodzeniem powierzchni osi np. podczas demontażu łożysk z czopa. pojawienie się korozji powoduje znaczne obniżenie wytrzymałości zmęczeniowej, a w zakresie nieograniczonej trwałości zmęczeniowej element zaczyna wykazywać ograniczoną trwałość zmęczeniową, znacząco malejącą z okresem eksploatacji (rys. 4) [6]. ograniczenia mające wpływ na wykrywalność pęknięć metodą ultradźwiękową aktualnie w polsce w badaniach eksploatacyjnych stosowane są zwykle trzy rodzaje badań ultradźwiękowych osi zaproponowane w normach branżowych [7], których zastosowanie limituje stopień demontażu osi. badania uproszczone prowadzone są najczęściej z powierzchni czołowych osi, po odkręceniu pokrywy czołowej łożysk, zwykle przy zastosowaniu głowic normalnych oraz głowic normalnych z nakładkami klinowymi o różnych kątach. badania częściowo uproszczone wykonuje się po wymontowaniu zestawu kołowego z wózka, zwykle bez demontażu łożysk i innych elementów, stosując głowice jak przy badaniach uproszczonych oraz głowice skośne fal poprzecznych o kącie 45° i niekiedy innych kątach (54° i 55°) [8]. badania szczegółowe wykonuje się dla osi zestawu wymontowanego z wózka po ściągnięciu z czopów łożysk tocznych, bez stłaczania kół lub po ich stłoczeniu. w takim przypadku stosuje się zwykle wyłącznie głowice kątowe fal poprzecznych, prowadzone po dostępnych powierzchniach bocznych osi o kącie 45° i niekiedy innych kątach (54°, 55°, 37° i 38°) [8]. typowe usytuowanie pęknięć zmęczeniowych osi pełnych, 31przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 wraz z typowymi sposobami ich wykrywania od czoła falami podłużnymi i z powierzchni walcowej falami poprzecznymi, pokazano na rysunku 5 [9]. w przypadku demontażu łożysk oraz stłoczenia kół stosuje się metodę wizualną, a niekiedy również metody powierzchniowe, takie jak metodę magnetyczno -proszkową lub penetracyjną. rys. 5. typowe usytuowanie pęknięć zmęczeniowych osi wraz z typowymi sposobami ich wykrywania od czoła falami podłużnymi i z powierzchni walcowej falami poprzecznymi [9] fig. 5. typical location of fatigue cracks of an axle along with conventional detection methods: with longitudinal waves from the front and transverse waves from the cylindrical surface acc. to [9] prawdopodobieństwo wykrycia pęknięcia prawdopodobieństwo wykrycia pęknięcia (pwp) w funkcji jego głębokości określone przez różnych autorów, dla różnych technik badań nieniszczących, zilustrowano na rysunku 6 [10]. największa wykrywalność osiągana jest dla badań metodą magnetyczno-proszkową (mt). w przypadku badań ultradźwiękowych widoczne są istotne różnice w wykrywalności pęknięć przy badaniach z dużymi drogami fal prowadzonymi zwykle od czoła osi falą podłużną z zastosowaniem niewielkich kątów (ut-l), w porównaniu z badaniami z małymi drogami fali prowadzonymi zwykle z powierzchni bocznej osi z wykorzystaniem fal poprzecznych z dużymi kątami (ut-t). przykładowo przy prawdopodobieństwie wykrycia pęknięcia wynoszącym 90%, wykonując badania od czoła falą podłużną wykryć można pęknięcie o głębokości ok. 13 mm, a stosując fale poprzeczne – pęknięcia o głębokości ok. 5 mm (rys. 6a). jak widać, stosowanie fal podłużnych od czoła osi charakteryzuje się małą wykrywalnością i nie jest zalecane jako badanie rutynowe [13]. znacznie lepsze wyniki wykrywalności dają badania ultradźwiękowe falą poprzeczną, ale w takim przypadku wykrywalność jest nadal znacznie mniejsza niż przy badaniu metodą mt (wykrywana głębokość 1,5 mm przy 90% poziomie pwp). należy jednak pamiętać, że w przeciwieństwie do metody magnetyczno-proszkowej badania ultradźwiękowe można prowadzić bez demontażu kół i niekiedy łożysk, co ma znaczący wpływ na czas i koszt badań. wyniki późniejszych badań jeszcze niżej oceniają prawdopodobieństwo wykrycia pęknięć przy wykorzystaniu techniki ut-t dla osi pełnych (głębokość ok. 6,6 mm przy 90% poziomie pwp) – rysunek 6b [12]. dla osi drążonych badania wykonuje się z otworu, co jest korzystne ze względu na możliwość zastosowania techniki ut-t. jak wskazują wyniki pokazane na rysunku 6b dla osi drążonych, dla mniejszych pęknięć o głębokości do ok. 4 mm wykrywalność jest lepsza niż dla osi pełnych, przy czym dla większych głębokości pęknięć trend ulega odwróceniu. w interpretacji wyników wykrywalności pęknięć dotyczących osi drążonych należy jednak zachować ostrożność ze względu na niewielką liczbę danych, na podstawie których wykres ten został wykonany [10]. rys. 6. prawdopodobieństwo wykrycia pęknięcia osi w funkcji głębokości pęknięcia [10]: a – dane dla metod magnetyczno-proszkowej i ultradźwiękowej dla osi pełnych [11], b – dane dla osi drążonych i pełnych badanych metodą ultradźwiękową przy małej drodze fali [12] fig. 6. probability of detection of cracks as a function of crack depth acc. to [10]: a – data obtained by magnetic participle inspection and ultrasonic techniques for solid axle acc. to [11], b – comparison between ultrasonic near end scan data for solid axels and ultrasonic data obtained from the hollow axles acc. to [12] krzywych na rysunku 6 nie należy generalizować, ze względu na możliwość stosowania specyficznych procedur badań. modyfikacja wspomnianych wyżej technik badawczych np. przez zastosowanie specjalistycznego osprzętu, próbek porównawczych (wzorców), zwiększenie liczby kątów wprowadzania wiązki ultradźwiękowej [8,14], zastosowanie nowych technik takich jak np. phase array technique, może wpłynąć na poprawę wykrywalności pęknięć. podwyższenie prawdopodobieństwa wykrywania mniejszych pęknięć można również osiągnąć przez odpowiedni dobór okresów pomiędzy prowadzonymi badaniami nieniszczącymi przy zastosowaniu kombinacji metod badawczych, przez stosowanie badań ut, wraz z obligatoryjnymi badaniami mt przy całkowitym demontażu osi (z demontażem kół i łożysk) stosowanymi nie rzadziej niż podczas napraw rewizyjnych, a w przypadku osiągania przez pojazdy szynowe ponadprzeciętnych przebiegów, dla większych prędkości taboru itd. również w krótszych okresach [13]. ponadto kluczową kwestią dla poprawy wykrywalności pęknięć jest zmniejszenie subiektywnego aspektu 32 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 badań, czyli m.in. umiejętności badających i stopnia ich koncentracji w zmiennych warunkach, co osiągnąć można dzięki mechanizacji i automatyzacji, zamiast wykonywania badań manualnych [np. 19,20]. zjawiska wpływające na obniżenie wykrywalności pęknięć istnieje wiele zjawisk, które w znaczący sposób wpływają na obniżenie prawdopodobieństwa wykrywania pęknięć w osiach. stosowane do określania czułości badania ultradźwiękowego reflektory odniesienia mają kształt idealnego naroża prostokątnego nacinanego prostopadle do osi symetrii osi, w ściśle określonej odległości od powierzchni czołowej osi (rys. 7) [14]. rys. 7. lokalizacja reflektorów odniesienia (ciągłe grube linie) w osiach wagonowych wg zaleceń bn-77/3518-02/04 [14] fig. 7. location of reference reflector (thick continuous lines) in the axles of railway wagons acc. to bn-77/3518-02/04 recommendations [14] w rzeczywistości pęknięcia zmęczeniowe rozwijają się zwykle pod pewnym kątem do powierzchni zewnętrznej i usytuowane są w różnych innych niż przyjęto dla wzorców odległościach od czoła osi (rys. 5, 7, 8). co więcej, powierzchnia przełomu zmęczeniowego jest zwykle chropowata z prążkami zmęczeniowymi, o kształcie odbiegającym od płaskiego (rys. 1÷3, 8) [16]. takie usytuowanie oraz stan powierzchni pęknięcia wpływa istotnie na obniżenie amplitudy odbitej wiązki fali ultradźwiękowej. ponieważ powierzchnie pęknięcia zmęczeniowego ulegają podczas eksploatacji docieraniu i wygładzeniu w trakcie cyklicznych naprężeń, warunki odbicia fali ulegają dalszemu pogorszeniu w porównaniu do wzorcowego ostrego nacięcia mechanicznego wypełnionego powietrzem [8]. rys. 8. przełom zmęczeniowy czopa osi kolejowej zainicjowany pod kątem ok. 20° fig. 8. fatigue fracture of a railway axle pin initiated at an angle of approximately 20° rys. 9. zmiana amplitudy fali podłużnej odbitej i przechodzącej przez powierzchnię styku próbek stalowych w funkcji naprężeń ściskających: a) na sucho, b) z towotem [15] fig. 9. change of the amplitude of a longitudinal wave reflected and passing through the contact surface of steel samples as a function of compressive stress: a) dry, b) with lubricant acc. to [15] a) b) a) b) rys. 10. zmiana amplitudy fali poprzecznej odbitej i przechodzącej przez powierzchnię styku próbek stalowych w funkcji naprężeń ściskających: a) na sucho, b) z towotem [15] fig. 10. change of the amplitude of a transverse wave reflected and passing through the contact surface of steel samples as a function of compressive stress: a) dry, b) with lubricant acc. to [15] jako istotne zacytować tu należy wyniki pracy [15], w której na modelu symulującym granicę styku np. ośpiasta wykonano pomiary wpływu naprężeń ściskających na powierzchni styku na sucho i z towotem – na wartości współczynników odbicia i przenikania dla fal podłużnych wysyłanych pod kątem 27° (odpowiednik techniki ut-l) oraz fal poprzecznych pod kątem 45° (technika ut-t) – rysunki 9, 10. 33przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 próbę ilościowej oceny skuteczności wykrywania pęknięć zmęczeniowych dla osi pełnych przy rutynowych badaniach od czoła i z powierzchni bocznej osi, przy uwzględnieniu efektów pokazanych na rysunkach 9 i 10, ale bez uwzględnienia rzeczywistej geometrii i rzeczywistego usytuowania pęknięć oraz bez uwzględnienia przenikania fali przez szczelinę pęknięcia, przeprowadzono w pracy [8]. wyniki wykonanych obliczeń wskazują na zdecydowanie najlepszą skuteczność wykrywania pęknięć zmęczeniowych z powierzchni bocznych osi głowicami fal poprzecznych o kątach załamania 45° i nieco niższą dla kąta 55°, dla pęknięć usytuowanych na powierzchniach swobodnych osi, przy czym wykrywalność ta drastycznie maleje dla pęknięć usytuowanych pod elementami osadzonymi na osi (piasty kół). oprócz wskazanych powyżej czynników, na wykrywalność pęknięć w osiach ma wpływ występowanie ech pozornych i ech związanych z geometrią osi [8], jak również ech powstających po wniknięciu fali do koła i odbitych: od krawędzi piasty, promienia przejścia piasta-koło i tarcza-koło, jak również z obszaru otworu lub rowka olejowego koła [16]. biorąc pod uwagę aktualne profile eksploatowanych osi, różniące się niekiedy znacząco od nominalnych w wyniku prowadzonych remontów i napraw, widać jak trudne zadanie stoi przed badającymi, stosującymi do określania nastaw aparatury tzw. osie wzorcowe z nacięciami wzorcowymi, lub wykorzystującymi jedynie informację o geometrii osi na podstawie dokumentacji technicznej [np. 17]. wnioski analiza dostępnych danych dotyczących wykolejenia pojazdów szynowych spowodowanych zmęczeniowym pęknięciem osi zestawu kołowego, dla 50% takich przypadków zarejestrowanych w latach 2011-2012 wskazuje, że pomimo wykonanych przed terminem wystąpienia dekohezji osi badań defektoskopowych, niekiedy kilka miesięcy przed wypadkiem, pęknięcia zmęczeniowe o bardzo dużych rozmiarach nie zostały wykryte. na tej podstawie, pomimo statystycznie niewielkiej liczby danych można sformułować wniosek, że dla znaczącej liczby badań defektoskopowych prowadzonych techniką ultradźwiękową pęknięcia o znacznych wymiarach mogą nie być wykrywane. analiza najistotniejszych czynników mających wpływ na wykrywalność pęknięć zmęczeniowych dla osi pojazdów szynowych dała podstawę do opracowania zaleceń dotyczących prowadzenia badań defektoskopowych osi, których wykorzystanie może mieć znaczący wpływ na wykrywalność pęknięć. istotne dane dotyczące wszystkich przypadków występowania pęknięć na wskroś osi pojazdów szynowych powinna gromadzić jedna z instytucji zajmujących się w polsce bezpieczeństwem transportu kolejowego. obecnie gromadzi się jedynie dane dotyczące liczby zaistniałych przypadków pęknięć skutkujących wykolejeniem pojazdu szynowego. dane powinny zawierać: typ osi, ekspertyzy mające na celu wyjaśnienie przyczyn powstania pęknięć, dokładną lokalizację pęknięć, terminy i wyniki wykonanych badań nieniszczących wraz z określeniem zastosowanych technik badawczych i uprawnień personelu. jednocześnie powinna zostać stworzona baza danych dotycząca osi wyłączonych z eksploatacji na podstawie wykonanych badań nieniszczących, która zawierać powinna informacje odnośnie do: typu osi, dokładnej lokalizacji i rozmiarów wykrytych pęknięć, terminów i wyników wykonanych badań nieniszczących wraz z określeniem zastosowanych technik badawczych i uprawnień personelu. takie wycofane z eksploatacji osie z pęknięciami powinny być wykorzystane jako próbki odniesienia do weryfikacji nastaw czułości aparatury ultradźwiękowej. zgromadzenie odpowiednio dużej liczby takich osi może posłużyć do zweryfikowania geometrii nacięć wzorcowych w stosowanych próbkach odniesienia. analiza wyników pomiarów zestawionych na rysunkach 9 i 10 wskazuje, że zarówno dla fali podłużnej, jak i poprzecznej, tak na sucho, jak i z towotem, ze wzrostem naprężeń ściskających następuje spadek amplitudy fali odbitej, przy czym efekt ten jest wyraźniejszy dla fali poprzecznej. co istotne, spadki amplitud fali odbitej zachodzą przy znacznie niższych ciśnieniach dla próbek ściskanych z towotem, niż dla próbek ściskanych na sucho. i tak np. dla naprężeń ściskających o wartości 100 mpa – na sucho amplituda ulega obniżeniu dla fali podłużnej o 5 db, a dla fali poprzecznej o 20 db, natomiast z towotem dla fali podłużnej amplituda spada o 13 db, a dla fali poprzecznej o 28 db. jako skutek pojawia się silna fala przenikająca, tak podłużna, jak i poprzeczna. pomierzony efekt może mieć zastosowanie dla przypadku padania fal podłużnych i poprzecznych na obszar pęknięcia zmęczeniowego osi, który poddany jest zwykle działaniu naprężeń ściskających pochodzących od naprężeń wciskowych wywieranych przez piastę koła czy obciążenia tulei łożyska, a do obszaru pęknięcia często przedostaje się smar lub woda. dla silnie zaciśniętego pęknięcia zmęczeniowego (mogą tu również oddziaływać naprężenia własne związane z technologią wytwarzania osi) o geometrii zbliżonej do naroża prostokątnego padająca ultradźwiękowa fala zarówno poprzeczna, jak i podłużna doznaje podwójnego istotnego osłabienia, tak podczas padania na granicę pęknięcia jak i na granicę oś-piasta lub pierścień łożyska. 34 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 literatura [1] sekerasova v.: badania nieniszczące w kolejach czeskich. xviii seminarium. nieniszczące badania materiałów. ippt pan, ptbn, zakopane 2012. [2] wyrok wstępny z uzasadnieniem nr viii gc 215/13 z dn. 08.05.2014 sądu okręgowego w szczecinie wydział vii gospodarczy, związanego ze szkodami w wysokości 2.494.842,10 zł, spowodowanymi wykolejeniem pociągu w wyniku złamania osi zestawu kołowego. [3] pismo prezesa urzędu transportu kolejowego wiesława jarosiewicza. symbol ttn-512-129/jn/09 z dn. 09.10.2009. [4] antoniak ł.: ekspertyza przyczyn pęknięcia osi zestawu kołowego wagonu typu 125a. instytut kolejnictwa w warszawie. praca nr 454/22, kwiecień 2012. [5] soboś m.: ekspertyza uszkodzonej osi zestawu kołowego wagonu węglarki typu 437wa (serii eaos). instytut pojazdów szynowych tabor w poznaniu. praca nr or-10199, lipiecwrzesień 2012. [6] kocańda s., szala j.: podstawy obliczeń zmęczeniowych. wydawnictwo naukowe pwn. warszawa 1997. [7] bn-3518-02/00-16:1975-86 – nieniszczące metody badań, badania ultradźwiękowe osi zestawów kołowych. [8] hottowy g.: możliwości wykrywania pęknięć zmęczeniowych w osiach pojazdów szynowych z wykorzystaniem ultradźwiękowych fal transformowanych. xix seminarium – nieniszczące badania materiałów. zakopane 12-15 marca 2013. [9] szelążek j.: wykrywanie pęknięć osi kolejowych metodą ultradźwiękową. xx seminarium nieniszczące badania materiałów. zakopane 12-14 marca 2014. [10] zerbst u., schödel m., beier h.th.: parameters affecting the damage tolerance behavior of railway axles. engineering fracture mechanics 2011, vol. 78, s. 793-809. [11] benyon j.a., watson a.s.: the use of monte-carlo analysis to increase axle inspection interval. proceedings of the 13th int. wheelset congress, rome, italy 2001. [12] beretta s., carboni m., rudlin j., wej l.: damage tolerance and design review for the axles of a high speed train. engineering fracture mechanics. special issue on esis tc 24 workshop on the damage tolerance of railway axles. milan, october 13-14, 2008. [13] carboni m., beretta s.: effect of probability of detection of inspection intervals for railway axles. proc. inst. mech. engrs., part f: j. rail rapid transp. 2007; 221:409-17. [14] hottowy g., jawor r.: wykrywanie pęknięć zmęczeniowych metodą ultradźwiękową w osiach pojazdów szynowych. zeszyty problemowe. badania nieniszczące. materiały 40 kkbn. nr 16. warszawa, październik 2011. [15] szelążek j., grzywna p., gutkiewicz p., mackiewicz s.: zjawiska wpływające na wykrywalność pęknięć zmęczeniowych w eksploatacyjnych badaniach ultradźwiękowych osi kolejowych. mat. xviii seminarium – nieniszczące badania materiałów. zakopane, marzec 2012, s. 37-49. [16] instrukcje vpi 09 – konserwacje wagonów towarowych. badania nieniszczące. vereinigung der privatgüterwagen – interessenten vpi. wyd. 3, hamburg, 19.10.2011. [17] pkp intercity s.a. – 4249/22-ic. instrukcja badań defektoskopowych osi zestawów kołowych dla lokomotyw serii sm48, sm31, sm42, em10, eu/ep07, et22 et41 i et42. cntk w warszawie. zatwierdzona do stosowania 05.11.2009. [18] din 27201-7:2013-04 zustand der eisenbahnfahrzeuge – grundlagen und fertigungstechnologien – teil 7: zerstörungsfreie prüfung. [19] pieńczuk a., michnowski w.: czy potrafimy poradzić sobie z problemem pękających osi zestawów kołowych. dozór techniczny nr 1. warszawa 2012. [20] michnowski w., mierzwa j., machała p., uchroński p.: automatyczne badanie kolejowych osi drążonych. przegląd spawalnictwa. nr 12/2013. warszawa 2013. ze względu na stwierdzoną największą wykrywalność pęknięć w osiach metodą magnetyczno-proszkową, w przypadku częściowego lub całkowitego demontażu osi i zamontowanych na niej elementów, dla wszystkich dostępnych obszarów osi należy wykonywać badania z zastosowaniem ww. metody. jako technika o najmniejszej wykrywalności pęknięć nie jest rekomendowane wykonywanie badań uproszczonych metodą ultradźwiękową od czoła osi bez demontażu łożysk [13]. w związku z możliwością rozwoju pęknięć zmęczeniowych pod różnymi kątami do powierzchni zewnętrznej osi, badania techniką ultradźwiękową należy prowadzić dla każdego obszaru występowania pęknięć, z dwóch różnych pozycji usytuowania głowicy [16, 18]. osie, dla których korekta ze względu na straty przeniesienia ≥12 db, nie mogą być badane techniką ultradźwiękową. osie takie po całkowitym demontażu (w tym łożysk i kół) należy poddać badaniu metodą magnetyczno-proszkową [16]. podwyższenie prawdopodobieństwa wykrywania mniejszych pęknięć można osiągnąć przez odpowiedni dobór okresów pomiędzy prowadzonymi badaniami nieniszczącymi przy zastosowaniu kombinacji metod badawczych, a także przez stosowanie badań ut, wraz z obligatoryjnymi badaniami mt przy całkowitym demontażu osi (z demontażem łożysk i kół) stosowanymi nie rzadziej niż podczas naprawy rewizyjnej lub częściej. kluczową kwestią dla poprawy wykrywalności pęknięć jest zmniejszenie subiektywnego aspektu badań, czyli m.in. umiejętności badających i stopnia ich koncentracji w zmiennych warunkach, co można osiągnąć dzięki mechanizacji i automatyzacji, zamiast wykonywania badań manualnych [np. 19, 20]. 201109_pspaw.pdf 27przegląd spawalnictwa 9/2011 hanna smoleńska włodzimierz kończewicz jerzy łabanowski regeneracja zaworów silników okrętowych metodą napawania laserowego regeneration of marine engine valves using  laser hard-facing dr inż. hanna smoleńska, dr hab. inż. jerzy łabanowski – politechnika gdańska, mgr inż. włodzimierz kończewicz – akademia morska w gdyni. streszczenie analizowano możliwości zastosowania napawania laserowego proszkiem na bazie kobaltu przylgni zaworu wylotowego okrętowego silnika diesla. po przygotowaniu przez obróbkę skrawaniem, wyselekcjonowane zawory poddano napawaniu laserowemu z wykorzystaniem lasera wysokiej mocy rofin dl020. do napawania użyto proszku eutroloy 16012. jeden z zaworów został pocięty i poddany badaniom metalograficznym oraz pomiarom twardości, a pozostałe zawory zostały zainstalowane w silniku okrętowym, w którym pracowały przez ok. 3000 h. badania przeprowadzone dla stanu wyjściowego wykazały typową strukturę dendrytyczną napoiny, charakterystyczną dla warstw napawanych, z równomiernie rozłożonymi wydzieleniami węglików w obszarach międzydendrytycznych oraz w minimalnym stopniu zmienioną strukturę w podłożu stalowym. analogiczne badania wykonano dla zaworów po okresie eksploatacji. przylgnie zaworów wykazywały niewielkie efekty zużycia. w mikrostrukturze napoiny stwierdzono nieznaczne zmiany spowodowane głównie efektami procesów dyfuzyjnych zachodzących w temperaturze pracy oraz spadek twardości. technika napawania laserowego okazała się bardzo przydatna do regeneracji zaworów silników okrętowych. abstract we analyzed the applicability of cobalt-based powder laser hard-facing of exhaust valve face of marine diesel engine. after preparation by machining, using of high-power rofin dl020 laser selected valves were hard-facing. the eutroloy 16012 powder were used. one of the valves were cut and subjected to metallographic examinations and hardness measurements, while the other valves were assembled in the engine, which worked for about 3000 h. the tests conducted for the baseline showed a characteristic for surfaced layers dendritic structure of the overlay with carbides uniformly deposited in interdendritic areas and minimally changed the structure of the substrate steel. a similar study conducted for the valves after the operation. valves face showed a little effects of wear. the microstructure of the deposit was found mostly minor changes due to the effects of diffusion processes occurring in the operating temperature and a decrease of hardness. laser hard-facing technique has proven very useful for the regeneration of marine engine valves. wstęp zjawiska jednoczesnego obciążenia mechanicznego, cieplnego i korozyjnego wpływają na trwałość i bezpieczeństwo eksploatacji takich elementów jak zawory wylotowe silników okrętowych, które poddawane są obciążeniom mechanicznym o charakterze statycznym i dynamicznym, zmiennej temperaturze, oraz korozyjnemu środowisku spalin o składzie uzależnionym od jakości stosowanego paliwa. jedną z metod pozwalających na wydłużenie trwałości zaworów wylotowych silników okrętowych jest wytwarzanie na powierzchni przylgni zaworu, a więc na stosunkowo niewielkiej, ale najsilniej obciążonej powierzchni – warstwy wykonanej z materiału o znacznie większej 28 przegląd spawalnictwa 9/2011 odporności na zużycie niż materiał rodzimy zaworu. z tego względu stosowane są głównie stopy na bazie kobaltu (stellity), stopy na bazie niklu lub materiały na bazie kompozytów ceramicznych [1÷5]. technologiczne metody wytwarzania warstw wierzchnich to stopowanie lub napawanie laserowe i plazmowe [6÷10]. w artykule przedstawiono możliwość zastosowania napawania laserowo warstw z proszku na bazie kobaltu jako powłok zwiększających odporność powierzchni przylgni na procesy zużycia i korozji. istnieje także możliwość wykorzystania tej metody do wytwarzania powłok naprawczych [10]. dobrze dobrany materiał do napawania dzięki swojemu składowi chemicznemu zapewnia zarówno dobrą odporność na korozję wysokotemperaturową w środowisku spalin zawierających siarkę (niska zawartość niklu, wysoka zawartość chromu, średnie zawartości wolframu), jak i wysoką twardość oraz odporność na ścieranie. zawór z tak wytworzoną warstwą utwardzającą był z powodzeniem eksploatowany w rzeczywistych warunkach – w silniku głównym statku przez 3000 h. materiał do badań badane zawory silników okrętowych wykonano ze stali h10s2m (0,374% c; 9,34% cr; 0,402% mn; 0,344% ni; 2,46% si; 0,822% mo; 0,0162% p; 0,001% s) – odpowiednik wg. norm pn-en x40crsimo10-2. zawory poddano obróbce mechanicznej przed napawaniem warstwy utwardzającej. na powierzchniach przylgni wykonano podtoczenia o szerokości ok. 6 mm i głębokości ok. 0,8 mm (rys. 1). na tak przygotowane powierzchnie przylgni napawano za pomocą wiązki laserowej warstwę z proszku eutroloy 16012 o składzie chemicznym podanym w tablicy i. do napawania wykorzystano laser diodowy dużej mocy rofin dl020. w celu określenia warunków napawania laserowego przylgni grzybków zaworów wykonano próby wstępne napawania w pozycji podolnej po torze kołowym krążków o grubości 8 mm i średnicy 75 mm ze stali zaworowej x40crsimo10-2. uzyskano warstwy napawane pozbawione pęknięć oraz wad wykrywalnych metodami badań nieniszczących, a także wykazujące gładkie i równe lico. warunki pracy zaworów wymagały uzyskania warstwy o szerokości 8,5÷9,0 mm i grubości napoiny 4,0÷4,5 mm. ustalono, że optymalne wyniki otrzymuje się przy zastosowaniu parametrów napawania zestawionych w tablicy ii. szczegółowe parametry procesu napawania były następujące: długość ogniskowa wiązki lasera – 82 mm, szerokość wiązki lasera na powierzchni napawanej – ok. 6,8 mm, przepływ gazu (argonu) przenoszącego proszek – 2 l/min, przepływ gazu ochronnego (argonu) – 6 l/min, średnica dyszy podajnika proszku – 1,2 mm, kąt pochylenia dyszy – ok. 40o, odległość dyszy od jeziorka spawalniczego – ok. 10 mm. zakładka ściegów wynosiła 30÷40% (ok. 3,0 mm). stosowano wstępne podgrzewanie zaworu do temperatury 250÷300oc. po napawaniu zawory zostały poddane obróbce skrawaniem w celu nadania im odpowiedniej geometrii (rys. 2). obróbkę mechaniczną napawanych przylgni grzybków zaworowych przeprowadzono na tokarce uniwersalnej tuc−40. obróbkę wykańczającą wykonano za pomocą szlifowania szlifierką christ-marine ab75h. grubość warstwy napawanej po szlifowaniu wynosiła 1,2 mm. część tak przygotowanych zaworów poddano badaniom niszczącym w celu określenia ich struktury, składu chemicznego oraz twardości (rys. 3). wykonano: – badania metalograficzne warstw napawanych w stanie wyjściowym na przekrojach prostopadłych do powierzchni oraz na powierzchni przylgni z wykorzystaniem mikroskopu optycznego i sem; rys. 1. powierzchna przylgni zaworu przygotowanego do napawania laserowego fig. 1. prepared valve face for laser hard-facing tablica i. skład chemiczny proszku table i. chemical composition of the powder proszek skład chemiczny, % mas. c si cr w ni mo fe co eutroloy 16012 1,55 1,21 29,7 9,0 2,0 0,01 1,7 reszta tablica ii. warunki technologiczne napawania laserowego proszkowego laserem hpdl rofin dl020 table ii. technological conditions for powder laser hard-facing by hpdl rofin dl020 laser parametry napawania moc lasera kw prędkość napawania, m/min natężenie podawania proszku g/min grubość ściegu napoiny, mm szerokość ściegu mm 1 warstwa – 2 ściegi 1,0-1,2 0,2 5,0 1,0-1,2 5,5-6,0 2 i 3 warstwa – 2 ściegi 1,1-1,2 0,2 5,0 1,3-1,5 6,0-6,5 rys. 2. zawory po napawaniu laserowym fig. 2. valves after laser hard-facing 29przegląd spawalnictwa 9/2011 – analizę składu chemicznego w poszczególnych charakterystycznych obszarach metodą edax; – pomiary mikrotwardości na przekroju napoin. pozostałe zawory zostały zainstalowane w silniku głównym statku i pracowały w rzeczywistych warunkach przez 3000 h. po tym czasie zawory zostały zdemontowane i poddane szczegółowym oględzinom oraz cyklowi badań takiemu samemu jak dla zaworów bezpośrednio po napawaniu. wyniki badań mikrostrukturę przekroju przy powierzchni warstwy napawanej laserowo przedstawiono na rysunku 4. obserwowano typową, kierunkową strukturę dendrytyczną. w obszarach dendrytycznych występuje austenit kobaltowy umocniony roztworowo przez takie pierwiastki jak chrom i wolfram. eutektyki międzydendrytyczne i węgliki są bogate w chrom, wolfram i krzem. analiza fazowa wykazała obecność węglików typu m12c (co6w6c) i m23c6 (cr23c6). na granicy napoina-stal nie zaobserwowano żadnych wad, a w przeważającej części występowała wyraźnie oddzielona warstwa napoiny o kierunkowej strukturze dendrytycznej (rys. 5). wykorzystując przystawkę eds, wykonano analizę składu chemicznego na przekroju napoiny przy powierzchni oraz w pobliżu granicy napoina-stal. dla porównania na wykresie podano także nominalny skład proszku do napawania (rys. 6). z rysunku 6 wynika, że w warstwie przygranicznej napoiny nastąpił znaczny wzrost zawartości żelaza na skutek wymieszania z materiałem podłoża podczas napawania. rys. 3. zawór po obróbce mechanicznej fig. 3. valve after machining dokonano także pomiaru twardości na przekroju warstwy napawanej. ponieważ warstwa jest niejednorodna (twarde obszary eutektyk międzydendrytycznych, wydzielenia węglików oraz obszary dendrytyczne o niższej twardości), wyniki pomiarów wykazują znaczny rozrzut. wykonano 3 serie pomiarów, na przekroju prostopadłym do powierzchni, przy obciążeniu 200 g oraz obliczono średnią wartość mikrotwardości (rys. 7). przez cały czas eksploatacji, 3000 h, zawory funkcjonowały bardzo dobrze. wymontowano je i poddano oględzinom. stwierdzono, że powierzchnia przylgni zaworu wylotowego uległa nieznacznej degradacji. na rysunku 8 przedstawiono zmiany na powierzchni przylgni – wystąpienie warstwy zgorzeliny, a także śladów rys. 4. sem – typowa mikrostruktura wierzchniej warstwy napoiny – stan wyjściowy fig. 4. sem – typical microstructure of the surface layer of the padding weld – baseline rys. 5. sem – mikrostruktura granicy napoina-stal fig. 5. sem – microstructure of deposit-steel boundary rys. 6. skład chemiczny napoiny przy powierzchni i w pobliżu granicy napoina-stal oraz nominalny skład chemiczny proszku eutroloy 16012 fig. 6. chemical composition of the padding weld close to surface and deposit-steel boundary and eutroloy 16012 powder chemical composition. rys. 7. twardość mierzona na przekroju prostopadłym do powierzchni napoiny – stan wyjściowy – 3 serie pomiarowe i wartość średnia fig. 7. hardness profiles in the perpendicular to deposit surface cross-section – initial state – 3 series of measurements and average value rys. 8. powierzchnia przylgni zaworu po 3000 h pracy fig. 8. the surface of valve face after 3000 h operation 30 przegląd spawalnictwa 9/2011 odkształceń plastycznych. na rysunku 9 widoczna jest wielowarstwowa zgorzelina na powierzchni napoiny ze skłonnością do pękania i odwarstwiania się. badania metalograficzne napoin po eksploatacji nie wykazały znaczących zmian w mikrostrukturze w stosunku do stanu po napawaniu (rys. 10, 11). istotne zmiany stwierdzono w rozkładzie pierwiastków stopowych na przekroju napoiny. na rysunku 12 przedstawiono skład chemiczny napoiny w obszarach przy powierzchni oraz na granicy napoina-stal. porównując informacje z rysunków 6 i 12 można zaobserwować, że podczas eksploatacji nastąpiła dyfuzja żelaza z podłoża stalowego do napoiny, a koncentracja żelaza wzrosła do ponad 30% w całej objętości napoiny. temperatura pracy – ok. 750°c i długi czas ekspozycji stanowią wystarczające warunki dla przebiegu procesów dyfuzyjnych w napoinie. zjawisko wzbogacania napoiny w żelazo w wyniku dyfuzji z podłoża było widoczne we wcześniejszych badaniach, szczególnie wyraźnie zjawisko to było obserwowane po dłuższych czasach ekspozycji, np. 200 h [12,13]. na rysunku 13 przedstawiono rozkład twardości (hv0,2) na przekroju napoiny w stanie wyjściowym i po eksploatacji przez 3000 h. widać istotne obniżenie twardości napoiny oraz swc stali podłoża. zjawiska dyfuzyjne w napoinie zachodzące podczas pracy w podwyższonej temperaturze oraz zmiana morfologii węglików powodują zmniejszenie twardości napoiny, chociaż jej twardość nadal pozostaje na rys. 9. sem – powierzchnia przylgni po 3000 h pracy: a – odsłonięta powierzchnia metaliczna, b, c – kruszące się kolejne warstwy zgorzeliny fig. 9. sem – valve face surface after 3000 h work; a – uncovered metallic surface, b, c – crumble following layers of scale rys. 10. sem – mikrostruktura na przekroju prostopadłym do powierzchni napoiny po 3000 h pracy fig. 10. sem – microstructure of perpendicular to deposit surface cross-section, after 3000 h operation rys. 11. sem – mikrostruktura na granicy napoina-stal po pracy w silniku przez 3000 h fig. 11. sem – microstructure in the deposit-steel boundary after 3000 h operation in engine rys. 12. skład chemiczny napoiny przy powierzchni i w pobliżu granicy napoina-stal po 3000 h pracy w silniku fig. 12. chemical composition of padding weld close to surface and in the deposit-steel boundary after 3000 h operation rys. 13. twardość mierzona na przekroju prostopadłym do powierzchni napoiny – stan po 3000 h pracy oraz porównanie z wartością średnią dla stanu wyjściowego fig. 13. hardness profiles in the perpendicular to deposit surface cross-section – after 3000 h operations and comparison with average value for initial state wnioski napawanie laserowe przylgni zaworu stopem na bazie kobaltu zapewniło dobre właściwości użytkowe, co zostało potwierdzone wynikami badań przeprowadzonych w rzeczywistych warunkach eksploatacji zaworu przez 3000 h. zastosowanie technologii napawania laserowego umożliwiło uzyskanie warstwy o dobrych właściwościach przy minimalizacji zużycia kosztownego proszku na bazie kobaltu. napawanie laserowe dało możliwość precyzyjnego kształtowania warstwy o założonych wymiarach. zastosowane rozwiązanie technologiczne może być praktycznie stosowane zarówno w celu wydłużenia czasu eksploatacji nowych zaworów, jak i dla potrzeb regeneracji. znacznie wyższym poziomie niż twardość podłoża wykonanego ze stali zaworowej. stan przylgni i właściwości warstwy są na tyle dobre, że zawór mógłby być nadal eksploatowany. 31przegląd spawalnictwa 9/2011 literatura [1] kolaska h., dreyerk.: metall 45 (1991) 224. [2] schlager d., theiler c., kohn h.; protection against high temperature corrosion with laser welded claddings, applied and tested on exhaust valve discs of large diesel engines burning heavy fuel oil; materials and corrosion 53, 103÷110 (2002). [3] kawana, h. ichimura, y. iwata, s. ono; development of pvd ceramic coatings for valve seats; surface and coatings technology 86-87 (1996) 212-217. [4] elliott p.; choose materials for high-temperature environments; chemical engineering progress; new york; feb 2001, vol. 97 (2). [5] ming-xi li, yi-zhu he, guo-xiong: laser cladding co-based alloy/sicp composite coatings on if steel; sun materials and design, 25 (2004) 355-358. [6] peidao d., jianglong l., gongqi s., shouze z., pengjun c.; laser surface alloing of a low alloy steel with cobalt; journal of materials processing technology, 58 (1996) 131-135. [7] gemelli e., gallerie a., caillet m.: improvement of resistance to oxidation by laser alloying on a tool steel; scripta materialia, vol. 39, no. 10, (1998) 1345-1352. [8] kvernes: in: coatings for high temperature applications (eds. e. lang), elsevier applied science publishers, london and new york 1983, 361-394. [9] hidouci, pelletier j.m., ducoinf., dezert d., guerjouma r. e: microstructural and mechanical characteristics of laser coatings; surface and coatings technology, 123 (2000). [10] jendrzejewski r., conde a., de damborenea j., sliwinski g.; characterisation of the laser-clad stellite layers for protective coatings; materials and design, 23 (2002). [11] sprawozdanie z pracy naukowo-badawczej pt.: opracowanie warunków technologicznych napawania laserowego i plazmowego proszkami na osnowie kobaltu, przylgni grzybków zaworów ze stali x40crsimo10-2 oraz wykonanie partii próbnej zaworów grant kbn – 015721 4to8c 06224. [12] smolenska h.; the elevated temperatures influence on the cobalt base cladding layer; inżynieria materiałowa. – 2010, nr 3(175), s. 366-368. [13] kończewicz w., smoleńska h.: the resistance investigation of the marine engine exchaust valve using the modelling chamber; journal of kones powertrain and transport. – vol. 15, nr 4 (2008), s. 255-262. sesja ii technologie plazmowe w napawaniu wtorek, 20.09.2011 przewodniczący: prof. dr hab. inż. jerzy nowacki, prof. dr hab. inż. johannes wilden godzina część autorzy tytuł 900 a prof. dr hab. inż. jacek senkara politechnika warszawska oddziaływania międzyfazowe w procesie napawania plazmowego proszkowego 920 a mgr inż. mariusz bober, prof. dr hab. inż. jacek senkara politechnika warszawska badania porównawcze napawanych plazmowo warstw niklowych z węglikami ti i cr 940 a dr inż. jerzy jakubowski, mgr inż. piotr wysocki, prof. dr hab. inż. jacek senkara politechnika warszawska selektywne napawanie regeneracyjne warstw ni-wc na tytanowe łopatki sprężarki silnika lotniczego 1000 a prof. dr hab. inż. andrzej klimpel, dr inż. agnieszka rzeźnikiewicz politechnika śląska, gliwice technologia naprawy uchwytów klapy dużej biernej przerwa na kawę przewodniczący: prof. dr hab. inż. andrzej kolasa, dr hab. inż. igor riabcev 1040 b prof. dr.-ing. habil. johannes wilden, hochschule niederheim, niemcy jean pierre bergman, tu ilmenau niemcy automatisiertes regenerieren von großen tiefziehwerkzeugen 1100 b dr inż. hanna smoleńska, politechnika gdańska mgr inż. włodzimierz kończewicz, akademia morska prof. dr hab. inż. jerzy łabanowski, politechnika gdańska wykorzystanie napawania plazmowego do regeneracji zaworów silników okrętowych 1120 b dr inż. tomasz kik, dr inż. jacek górka, dr inż. artur czupryński, mgr inż. a. martyniszyn politechnika śląska napawanie krawędzi przedmiotów metodą tig i pta 1140 b dr inż. jacek górka, dr inż. artur czupryński, dr inż. tomasz kik, mgr inż. marcin melcer politechnika śląska przemysłowe aplikacje napawania plazmowego proszkowego wspólna fotografia program sesji posterowej na stronie 42 i międzynarodowa konferencja naukowo-techniczna napawanie – postęp i zastosowania wrocław, 19-21 wrzesień 2011 ps 9 2016 www.pdf 115przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 lutospawanie łukowe stopów aluminium   z tytanem i stalą ocynkowaną arc braze welding of aluminium alloy with titanium and galvanized steel dr inż. dawid majewski; dr inż. andrzej winiowski, prof. nzw. w is – instytut spawalnictwa, gliwice. autor korespondencyjny/corresponding author: dawid.majewski@is.gliwice.pl streszczenie przedstawiono wyniki badań technologicznych z zakresu lutospawania łukowego metodą tig stopu aluminium aw5754 (almg3) z tytanem oraz lutospawania metodą tig i niskoenergetyczną metodą mig prądem przemiennym z pulsacją stopu aluminium aw-6061 (almgsi) ze stalą niestopową, ocynkowaną galwanicznie (blacha karoseryjna) dc03+ze. w badaniach zastosowano spoiwo aluminiowe (al99,5) i spoiwa na osnowie stopów al-si (alsi5, alsi12). połączenia lutospawane poddano badaniom: wytrzymałościowym, metalograficznym oraz strukturalnym z zastosowaniem elektronowego mikroskopu skaningowego i spektrometru z dyspersją energii promieniowania rentgenowskiego (eds). opracowano najkorzystniejsze warunki i parametry lutospawania z uwagi na jakość i wytrzymałość połączeń, determinowaną w znacznym stopniu występowaniem na granicach złączy kruchych faz międzymetalicznych. słowa kluczowe: lutospawanie tig i mig; stopy aluminium, tytan; właściwości mechaniczne połączeń lutospawanych; parametry lutospawania abstract the article presents the results of technological tests related to tig-based arc braze welding of titanium with aw5754 (almg3) aluminium alloy and the results of tig and low-energy mig ac pulse braze welding of aluminum alloy aw-6061 (almgsi) with unalloyed, galvanized steel dc03 + ze. the tests involved the use of an aluminium filler metal (al99.5) and two filler metals based on al-si alloys (alsi5 and alsi12). braze welded joints underwent tensile tests, metallographic examinations using a light microscope as well as structural examinations involving the use of a scanning electron microscope and an x-ray energy dispersive spectrometer (eds). developed the most favorable conditions and braze welding parameters due to the quality and strength of joints that is determined the presence of brittle intermetallic phases on the borders of joints. keywords: tig and mig braze welding; aluminium alloy; titanium; mechanical properties of braze welded joints; structural properties of braze welded joints; braze welding parameters wstęp dynamicznie rozwijający się przemysł motoryzacyjny, chemiczny oraz lotniczy, wymaga wykonywania połączeń materiałów, znacznie różniących się właściwościami fizyko – chemicznymi. związane jest to z wciąż ważnym i aktualnym zagadnieniem obniżania masy oraz kosztów materiałowych elementów, przy jednoczesnym podwyższaniu ich właściwości eksploatacyjnych i odporności na niekorzystne warunki środowiskowe. do tego rodzaju połączeń należą połączenia tytanu, stali (niestopowych, ocynkowanych – karoseryjnych, nierdzewnych) z metalami lekkimi, zwłaszcza z aluminium i jego stopami. konieczność wykonania tego typu połączeń istnieje m.in. w: podzespołach osprzętu lotniczego, aparaturze kriogenicznej, wymiennikach ciepła, instalacjach chemicznych, sprzęcie gospodarstwa domowego, elementach obudów w urządzeń transportowych, konstrukcjach nadbudówek statków oraz nadwozi i osprzętu nowoczesnych pojazdów samochodowych [1,2]. w przypadku materiałów różnoimiennych takich jak tytan i aluminium podstawowe trudności występujące podczas dawid majewski, andrzej winiowski ich łączenia metodami spawalniczymi to: różnice w temperaturach topnienia, przewodności, rozszerzalności cieplnej oraz ich wysoka reaktywność z gazami z otoczenia i wzajemne tworzenie kruchych faz międzymetalicznych w strefie oddziaływania [3÷6]. do wykonywania takich połączeń różnoimiennych zaleca się stosować nieliczne, specjalistyczne metody spawania (spawanie elektronowe, laserowe) i zgrzewania (zgrzewanie dyfuzyjne, tarciowe klasyczne i fsw), lutowanie twarde dyfuzyjne oraz lutospawanie łukowe i laserowe [7÷9,17,18]. nieliczne, dostępne publikacje z zakresu lutospawania łukowego powyższych materiałów, przedstawiające w sposób fragmentaryczny przykłady takich zastosowań świadczą, że zagadnienie to jest wciąż na etapie badań laboratoryjnych [10,11]. łączenie metodami spawalniczymi stopów żelaza (stali) z aluminium, stanowiące wciąż aktualny problem zarówno badawczy jak i technologiczny, jest trudne z uwagi na zróżnicowane właściwości fizyczne oraz chemiczne łączonych materiałów oraz skłonność do tworzenia faz międzymetaprzeglad welding technology review 116 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 licznych – aluminidków żelaza, obniżających właściwości eksploatacyjne połączeń [12÷14]. fazy te charakteryzują się wysoką kruchością i twardością (fe2al5 – 1100hv, feal3 – 900hv, fe2al7 – 650hv, feal2 – 1000hv, feal – 500hv, fe3al – 350hv) [5,12]. powstawanie ich od strony fe w postaci warstw w strefach granicznych – dyfuzyjnych złączy tych metali lub ich stopów, wykonanych spawalniczymi metodami łączenia jest nieuchronne, gdyż warunkują one powstanie trwałego, metalicznego połączenia. w publikacjach z zakresu lutowania twardego i lutospawania stali z aluminium i jego stopami uznano te właśnie metody łączenia za korzystniejsze od spawania łukowego [15,16]. w niniejszym artykule przedstawiono wyniki badań technologicznych z zakresu lutospawania łukowego metodą tig stopu aluminium aw-5754 (almg3) z tytanem oraz lutospawania metodą tig i niskoenergetyczną metodą mig prądem przemiennym z pulsacją stopu aluminium aw-6061 (almgsi) ze stalą niestopową, ocynkowaną galwanicznie (blacha karoseryjna) dc03+ze. materiały podstawowe i dodatkowe   zastosowane w badaniach w badaniach zastosowano następujące materiały podstawowe w postaci próbek o wymiarach 150x70x1,5 mm wyciętych z blach: – tytanowej w gat. grade 2 wg astm b265; – ze stali niestopowej, ocynkowanej galwanicznie (blachy karoseryjne) w gat. dc03+ze wg pn-en 10152:2011; – ze stopu aluminium w gat. aw-6061 (al-mg-si) wg pn-en 573-3:2014, – ze stopu aluminium w gat. aw-5754 (almg3) wg pn-en 573-3:2014. lutospawanie prowadzono przy zastosowaniu spoiw typu: al-si (alsi12, alsi5) i spoiwa aluminiowego (al99,5) w postaci pręta o ø 2,4 mm dla metody tig oraz drutu ø 1,2 mm dla metody mig (wg pn-en iso 18273:2007). jako gaz osłonowy zastosowano argon (gat. i1 wg pn-en iso 14175:2009). próbki przed procesem lutospawania odtłuszczano acetonem (nie trawiono). ponadto w procesie lutospawania metodą tig dla układu materiałowego stal ocynkowana galwaniczne – stop aluminium aw-6061 zastosowano niekorozyjny topnik fluoroglinianowy nocolok firmy solvay. przebieg i wyniki badań lutospawania  łukowego metodą tig stopu aluminium  aw-5754 (almg3) z tytanem  proces lutospawania próbek tytanowych z próbkami ze stopu aluminium almg3 metodą tig przeprowadzono ręcznie na urządzeniu spawalniczym magicwave 500 firmy fronius, przy zastosowaniu źródła prądu przemiennego oraz elektrody wolframowej torowanej typu wt10 wg pn-en iso 6848:2007 (kąt ukosowania elektrody 90°). próbki blach w badaniach układano na zakładkę, zarówno w układzie próbka tytanowa na próbce ze stopu aluminium jak i odwrotnie. przeprowadzone badania technologiczne pozwoliły zaobserwować, że najlepszą jakością lutospoin charakteryzują się złącza wykonane z zastosowaniem spoiwa al99,5 (al 1050) o średnicy ø2,4 (tabl. i). dodatkowo zaobserwowano, że w przypadku lutospawania złączy zakładkowych tym spoiwem, lepszą jakość połączeń otrzymuje się przy ułożeniu próbki tytanowej na górze, a aluminiowej na dole. ten sposób ułożenia korzystniej wpływa na zwilżalność spoiwem powierzchni tytanu. najniższą jakość lutospoin uzyskano dla złączy zakładkowych przy ułożeniu próbki ze stopu aluminium na tytanowej i zastosowaniu spoiwa alsi12. ponadto zastosowanie tego spoiwa przy ułożeniu próbki tytanowej na próbce ze stopu aluminium prowadzi do występowania niestabilnego „łuku błądzącego”. również w przypadku stosowania spoiwa alsi12 zaobserwowano, że należy stosować większe natężenie prądu lutospawania (56÷64 a) niż w przypadku stosowania spoiw alsi5 (44÷62 a) i al99,5 (48÷62 a). parametry lutospawania rodzaj   spoiwa natężenie   prądu,   a napięcie   łuku,   v prędkość   spawania,   cm/min strumień obj.   gazu osłonowego,   l/min kąt pochylenia  uchwytu,   ° al 1050 (al99,5) ø 2,4 mm 48÷58 13,7÷14,5 9,5 12 80 lico (ti góra) grań (ti góra) lico (stop al góra) grań (stop al góra) tablica i. próbne lutospoiny złączy zakładkowych wykonanych ze stopu aluminium aw-5754 (almg3) z tytanem grade 2, przy zastosowaniu spoiwa al99,5 o średnicy 2,4 mm table i. tests brazewelds of overlap joints of aluminum alloy aw-5754 (almg3) with titanium grade 2, using al99.5 filler metals ø 2.4 117przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 w celu określenia właściwości wytrzymałościowych (maksymalnej siły niszczącej, wytrzymałości na rozciąganie rm) wykonano tytanowo – aluminiowe złącza doczołowe i przeprowadzono próbę statycznego rozciągania w temperaturze otoczenia. badania przeprowadzono na maszynie wytrzymałościowej firmy instron model 4210, o zakresie pomiarowym do 600 kn, wyposażonej w system komputerowej rejestracji i archiwizacji wyników badań. badania wytrzymałości na rozciąganie prowadzono dla trzech próbek dla każdego spoiwa (al99,5, alsi5 oraz alsi12). wyniki badań po przeprowadzonej obróbce statystycznej przedstawiono w tablicy ii. zerwanie we wszystkich przypadkach wystąpiło w lutospoinie od strony tytanu. na podstawie uzyskanych wyników można zaobserwować, że największą wytrzymałość na rozciąganie wynoszącą ok. 115 mpa, uzyskano dla złączy wykonanych przy zastosowaniu spoiwa al99,5. natomiast w przypadku pozostałych spoiw (alsi5, alsi12) wytrzymałość na rozciąganie była zbliżona i wynosiła ok. 80÷83 mpa. lp. rodzaj  spoiwa maksymalna  siła niszcząca,  kn wytrzymałość na rozciąganie,  mpa wartość   średnia* wartość  średnia* odchyl.   standard. 1 al99,5 10,77 115,85 23,75 2 alsi5 7,76 82,97 12,16 3 alsi12 7,32 80,30 13,72 * wartość średnia z 3 pomiarów tablica  ii.  wytrzymałość na rozciąganie połączeń tytan grade 2 – stop aw-5754 lutospawanych metodą tig, przy zastosowaniu spoiw: al99,5, alsi5 oraz alsi12 table  ii. tensile strength of titanium grade 2 – aluminium alloy aw-5754 butt joints, braze welding tig method for each filler metal, i.e. al99.5, alsi5 and alsi12 próbki do makroskopowych badań metalograficznych przygotowywano dokonując przekrojów poprzecznych przygotowanych wcześniej złączy zakładkowych, a następnie poddano je szlifowaniu i trawieniu w odczynniku kroll’a. dokumentację fotograficzną wykonywano za pomocą aparatu cyfrowego olympus camedia. wyniki dla najkorzystniejszego spoiwa al99,5 przedstawiono na rysunku 1.   b)   a) rys. 1. makrostruktura złącza zakładkowego tytan grade 2 – stop aw-5754 lutospawanego spoiwem al99,5 o średnicy ø 2,4 mm w układzie tytan u góry (a) i tytan u dołu (b), traw. odcz. kroll’a fig.  1. macrostructure of the overlap joints of grade 2 titanium – aluminium alloy aw-5754 braze welded with al99.5 filler metal ø 2.4 mm, titanium on the top (a) titanium at the bottom (b), chemical etching using kroll’s reagent na podstawie przeprowadzonych badań stwierdzono najlepszej jakości lutospoinę przy ułożeniu próbki tytanowej na próbce ze stopu aluminium. takie ułożenie zapewnia bowiem znacznie mniejszy kąt zwilżenia spoiwem tytanu a zatem lepszą jego zwilżalność. w przeciwnym przypadku kształt przekroju lutospoiny świadczy o gorszej zwilżalności tytanu. w uzyskanych lutospoinach stwierdzono nieistotne niezgodności lutownicze, nie wpływające znacząco na właściwości połączeń. badania strukturalne złączy lutospawanych metodą tig prowadzono z użyciem mikroskopu elektronowego skaningowego (sem – scanning electron microscope) hitachi s-3400n w technice elektronów wstecznie sprężyście rozproszonych (bse back-scattered electrons), a mikroanalizę punktową składu chemicznego faz w strukturach złączy przeprowadzono metodą spektroskopii za pomocą spektrometru z dyspersją energii promieniowania rentgenowskiego (eds) typu thermo noran system six, współpracującego z mikroskopem elektronowym. badaniom poddano doczołowe złącza próbne lutospawane spoiwem aluminiowym al99,5, a w szczególności przyległą do tytanu część złącza. tam występowało połączenie lutowane (od strony stopu aluminium połączenie spawane) i następowało rozdzielanie próbek w badaniach wytrzymałości. wyniki przeprowadzonych badań przedstawiono na rysunku 2. lp. udział, % wag. udział, % atom. faza al-k si-k ti-k al-k si-k ti-k 1 60,8 0,3 39 73,2 0,3 26,5 tial3 rys. 2.  mikrostruktura złącza doczołowego tytan grade 2 – stop aw-5754 (strefa dyfuzyjna od strony tytanu), lutospawanego spoiwem al99,5 oraz analiza punktowa faz (mikroskop skaningowy – spektrometr eds) fig. 2. microstructure of the butt joint of grade 2 titanium – aluminium alloy aw-5754 (diffusion zone from the titanium), braze welded al99.5 filler metal with eds measurements in 1 point przebieg i wyniki badań lutospawania   łukowego metodą tig   i niskoenergetyczną metodą mig   prądem przemiennym z pulsacją stopu  aluminium aw-6061 (almgsi) ze stalą  niestopową, ocynkowaną galwanicznie  dc03+ze proces lutospawania metodą tig prowadzono ręcznie na stanowisku spawalniczym, wyposażonym w urządzenie spawalnicze v40 firmy lorch, przy zastosowaniu prądu przemiennego. urządzenie to umożliwia regulację biegunowości prądu w zakresie 10 ÷ 90 % okresu, w którym elektroda wolframowa jest biegunem dodatnim, dzięki czemu można również sterować ilością wprowadzonego ciepła do złącza. jako najkorzystniejszy na podstawie przeprowadzonych wstępnych prób lutospawania ustalono zakres 20% i taki zastosowano w dalszych próbach lutospawania. natomiast proces lutospawania metodą mig prądem przemiennym 118 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 z pulsacją prowadzono na zmechanizowanym stanowisku spawalniczym, wyposażonym w urządzenie spawalnicze dw 300 firmy otc daihen. urządzenie to umożliwia ustawienie współczynnika składowej ujemnej (enw), który określa procentowy udział ujemnej polaryzacji elektrody w przebiegu prądu spawania. badania technologiczne przeprowadzono wykonując złącza zakładkowe blach stali ocynkowanej (dc03+ze) ze stopem aluminium (aw-6061) przy naprzemiennym ułożeniu elementów tj. próbka stalowa na próbce ze stopu aluminium i odwrotnie. złącza wykonane przy zastosowaniu spoiw typu al-si (alsi5 i alsi12) charakteryzowały się dobrą jakością, natomiast złącza wykonane przy zastosowaniu spoiwa z czystego aluminium (al99,5) wykazywały znaczną kruchość i skłonność do pękania po lutospawaniu. z tego też względu w dalszych badaniach stosowano wyłącznie spoiwa typu al-si. wyniki przeprowadzonych prób przedstawiono w tablicy iii i iv. dla najkorzystniejszych spoiw wytypowanych na podstawie prób technologicznych przeprowadzono badania makroskopowe, wytrzymałościowe oraz strukturalne. parametry lutospawania rodzaj   spoiwa natężenie   prądu,   a napięcie   łuku,   v prędkość   spawania,   cm/min strumień obj.   gazu osłonowego,   l/min kąt pochylenia  uchwytu,   ° al 4043(alsi5) próbka nr 13ft 68÷74 16,5÷16,8 8,6 12 80 al 4047(alsi12) próbka nr 18ft 62÷68 16,2÷16,9 9 12 80 tablica  iii.  próbne lutospoiny złączy zakładkowych wykonanych ze stali ocynkowanej niskostopowej dc03+ze ze stopem aluminium aw-6061, wykonanych metodą tig przy zastosowaniu spoiw alsi5 i alsi12 o średnicy 2,4 mm oraz topnika nocolok table iii. tests brazewelds of overlap joints of galvanized steel dc03+ze with aluminum alloy aw-6061, using tig technique with two filler metals alsi5 and alsi12 ø 2.4 and flux nocolok parametry lutospawania rodzaj   spoiwa natężenie   prądu,   a napięcie   łuku,   v prędkość   spawania,   cm/min strumień obj.  gazu   osłonowego,  l/min udział   składowej  ujemnej, % prędkość  podawania  drutu, m/min kąt pochylenia uchwytu,   ° al 4043 (alsi5) próbka nr 21 51÷56 17,1÷17,7 60 12 50 3,0 10 al 4047 (alsi12) próbka nr 37 49÷56 17,1÷17,4 55 12 50 2,2 10 tablica  iv.  próbne lutospoiny złączy zakładkowych wykonanych ze stali ocynkowanej niskostopowej dc03+ze ze stopem aluminium aw-6061, wykonanych metodą mig przy zastosowaniu spoiw alsi5 i alsi12 o średnicy 1,2 mm table iv. tests brazewelds of overlap joints of galvanized steel dc03+ze with aluminum alloy aw-6061, using mig technique with two filler metals alsi5 and alsi12 ø 1.2 mm próbki do badań metalograficznych pobierano dokonując przekrojów poprzecznych przygotowanych wcześniej złączy zakładkowych uzyskanych w badaniach technologicznych. wyniki makroskopowych badań metalograficznych dla złączy o najkorzystniejszej jakości przedstawiono na rysunkach 3 i 4. rys. 3. makrostruktura złącza zakładkowego stali ocynkowanej typu dc03+ze ze stopem aluminium aw-6061 lutospawanego metoda tig z użyciem spoiwa alsi5 i topnika fluoroglinianowego, traw. odcz. kroll’a fig. 3. macrostructure of the overlap joint of galvanized steel dc03+ze with aluminum alloy aw-6061, braze welded tig technique with filler metal alsi5 and nocolok flux, chemical etching using kroll’s reagent 119przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 rys.  4.  makrostruktura złącza zakładkowego stali ocynkowanej typu dc03+ze ze stopem aluminium aw-6061 lutospawanego metoda mig z użyciem spoiwa alsi12, traw. odcz. kroll’a fig.  4. macrostructure of the overlap joint of galvanized steel dc03+ze with aluminum alloy aw-6061, braze welded mig technique with filler metal alsi12, chemical etching using kroll’s reagent badania wytrzymałości na ścinanie przeprowadzono na trzech próbkach dla złączy oznaczonych nr 13ft oraz 37 (tabl. iii i iv). wyniki po przeprowadzonych badaniach oraz obróbce statystycznej przedstawiono w tabl. v. zerwanie złączy następowało na granicy lutospoiny ze stopem aluminium. badania metalograficzne mikroskopowe i analizę struklp. oznaczenie  złącza maksymalna siła niszcząca, kn wartość średnia* odchyl. standard. 1 13ft 1,53 0,62 2 37 2,28 0,36 * wartość średnia z 3 pomiarów tablica v. właściwości wytrzymałościowe lutospawanych połączeń stali ocynkowanej typu dc03+ze ze stopem aluminium aw-6061 table v. mechanical properties braze welded joints of galvanized steel dc03+ze with aluminum alloy aw-6061 turalną przeprowadzono w obszarach lutospoin przyległych do stali. tam bowiem występowało połączenie lutowane (od strony stopu aluminium połączenie spawane) i następowało rozdzielanie próbek w badaniach wytrzymałości, determinowane istnieniem warstwy kruchych i twardych faz międzymetalicznych. próbki złączy przed badaniami mikroskopowymi zainkludowano, a zgłady metalograficzne wykonywano przez szlifowanie na papierach sic i polerowanie na pastach diamentowych i na zawiesinie sio2. wyniki przeprowadzonych badań przedstawiono na rysunkach 5 i 6. rys. 5. mikrostruktura złącza zakładkowego stali ocynkowanej typu dc03+ze ze stopem aluminium aw-6061 (nr 13ft) lutospawanego metoda tig z użyciem spoiwa alsi5 i topnika fluoroglinianowego oraz analiza punktowa faz (mikroskop skaningowy – spektrometr eds, pomiar w 6 punktach) fig.  5. microstructure of the overlap joint of galvanized steel dc03+ze with aluminum alloy aw-6061 (no. 13ft), braze welded tig technique with filler metal alsi5 and nocolok flux, eds measurements in 6 points rys. 6. mikrostruktura złącza zakładkowego stali ocynkowanej typu dc03+ze ze stopem aluminium aw-6061 (nr 37) lutospawanego metoda mig z użyciem spoiwa alsi12 oraz analiza punktowa faz (mikroskop skaningowy – spektrometr eds, pomiar w 5 punktach) fig.  6. microstructure of the overlap joint of galvanized steel dc03+ze with aluminum alloy aw-6061 (no. 37), braze welded mig technique with filler metal alsi12, eds measurements in 5 points podsumowanie wykonanie połączeń z materiałów różnoimiennych takich jak tytanu grade 2 – stop aluminium aw-5754 jest możliwe dzięki zastosowaniu lutospawania metodą tig. połączenia tego rodzaju charakteryzują się dobrą jakością i wymaganymi właściwościami wytrzymałościowymi charakterystycznymi dla stopów aluminium. najwyższą wytrzymałość na rozciąganie wynoszącą 115 mpa uzyskano w przypadku zastosowania spoiwa al 1050 (al99,5). w przypadku tego układu materiałowego duże znaczenie ma również odpowiednie ułożenie próbek materiałów podstawowych. doświadczanie wykazano, 120 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 literatura [1] l.a. dobrzański: podstawy nauki o materiałach i metaloznawstwo. wnt, warszawa, 2002. [2] praca zbiorowa: poradnik inżyniera. spawalnictwo. tom 1 i 2. wnt, warszawa, 2004/2005. [3] joint publication: brazing handbook. 5 ed., aws, miami, florida (2007). [4] m. schwartz: brazing. 2 ed., asm international, materials park, ohio (2003). [5] o.m.barabash, j.n.koval: struktura i svojstva metallov i splavov. naukovaja dumka, kijev, (1986). [6] f.moller , m.grden, c.thomy, f.vollertsen: combined laser beam welding and brazing proces for aluminium titanium hybrid structures. physics procedia, 12, 215÷253 (2011). [7] b.k.sabokar, w.n.zamkov, l.s.kiriev: osobiennostiargonovo – dugovoj i diffuzionnoj svarki titana s aluminiem. avtomatičeskaja svarka 538, no. 1, 14÷17 (1998). [8] j.wilden, j.p.bergman: manufacturing of titanium/aluminium and titanium/steel joints by mean of diffusion welding. welding and cuting, 3, no. 5, 285 ÷ 290 (2004). [9] s.chen, l.li, y.chen, j.huang: joining mechanism of ti/al. dissimilar alloys during laser welding – brazing process. journal of alloys and compounds, 509, 2001, s. 891÷898. [10] s.x.li, x.j.jing, y.x.huang, y.q.xu, c.q.zheng, s.q.yang: investigation on tig arc welding – brazing of ti/al dissimilar alloys with al based fillers. science and technology of welding and joining, 17, no. 7, 519÷524 (2012). [11] z.ma, ch.wang, h.yu, j.yan, h.shen: the microstructure and mechanical properties of fluxless gas tungsten arc welding – brazing joints made between titanium and aluminium alloys. material and design, 45, 72÷79 (2013). [12] v.r.ryabov, welding of aluminium alloys to steels. harwood akademic publishers. usa (1998). [13] c.thomy, a.wirth, m.kreimeyer, f.wagner, f.vollertsen, joining of dissimilar materials – new perspectives for lightweight design in the transportation industries. welding on the world, 51, 7, 311 – 326 (2007). [14] a.winiowski, structural and mechanical properties of brazed joints of stainless steel and aluminium. archives of metallurgy and materials, 54, 2, 523 – 533 (2009). [15] m.j.zhang, g.y.chen, y.zhang, k.r.wu, research on microstructure and mechanical properties welding-brazing of automotive galvanized steel to aluminum alloy. materials and design, 45, 24 ÷ 30 (2013). [16] r.cao, q.huang, j.h.chen, p.c.wang, cold metal transfer spot plug welding of aa6061-t6-to-galvanized steel for automotive applications. journal of alloys and compounds, 585, 622 ÷ 632 (2014). [17] a. czupryński, d. janicki: przyczyny pęknięć lutospoin w złączach różnoimiennych typu aluminium ocynkowana stal niestopowa, przegląd spawalnictwa, vol 88, no 5, 2016. [18] t. pfeifer: analiza wpływu warunków materiałowo technologicznych na własności połączeń elementów z powłokami na bazie cynku, przegląd spawalnictwa, vol 87, no 10, 2015. że najlepszą jakością charakteryzują się lutospoiny wykonane przy ułożeniu blachy tytanowej na górze, co sprzyja lepszemu zwilżeniu tytanu przez spoiwo oraz otrzymaniu lutospoin pozbawionych niezgodności lutowniczych. przeprowadzone badania strukturalne złączy lutospawanych blach tytanowej i ze stopu aluminium aw-5754, wykonane z użyciem mikroskopii elektronowej – skaningowej (sem) oraz spektroskopii z dyspersją energii promieniowania rentgenowskiego (eds) wykazały przy zastosowaniu każdego z trzech spoiw (al99,5, alsi5, alsi12), występowanie od strony tytanu warstwy roztworu stałego na osnowie fazy, stechiometrycznie odpowiadającej kruchej i twardej fazie tial3. przeprowadzone badania lutospawania metodą tig oraz metodą mig prądem przemiennym z pulsacją blach ze stali karoseryjnej ocynkowanej (dc03+ze) ze stopem aluminium w gat. 6061 (almg1si0,6), przy zastosowaniu spoiw alsi12 i alsi5, pozwoliły na uzyskanie złączy o wymaganej jakości i wytrzymałości zbliżonej do wyżarzonych stopów aluminium. ponadto doświadczalnie wykazano, że zastosowanie niekorozyjnego topnika fluoroglinianowego, w przypadku lutospawania metodą tig stali ocynkowanej (dc03+ze) ze stopem aluminium (aw-6061) podwyższa jakość złączy. poprawiając warunki zwilżenia spoiwem stali umożliwia stosowanie znacznie mniejszych natężeń prądu spawania (60÷70 a) co ogranicza utlenianie i odparowanie powłok cynkowych. badania metalograficzne oraz analiza fazowa, wykonane przy użyciu mikroskopu elektronowego skaningowego (sem) i spektrometru z dyspersją energii promieniowania rentgenowskiego (eds) wykazały w badanych połączeniach występowanie na granicach lutospoin od strony stali ciągłych warstw o grubości poniżej 10 μm, złożonych z roztworów stałych na osnowie kruchych faz międzymetalicznych, odpowiadających stechiometrycznie fazom feal3, fe2al5, feal oraz fe3al. 201410_pspaw.pdf 45przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 badania wpływu warunków magnetycznych  w trakcie procesu obciążania   na własne magnetyczne pole rozproszenia  próbek ferrytycznych experimental studies of the impact of magnetic conditions during loading process on residual magnetic field in samples made of ferritic steel maciej roskosz krzysztof fryczowski marceli majcherczyk piotr kuśmider dr inż. maciej roskosz, mgr inż. krzysztof fryczowski, mgr inż. marceli majcherczyk, mgr inż. piotr kuśmider – politechnika śląska. autor korespondencyjny/corresponding author: maciej.roskosz@polsl.pl streszczenie przeprowadzono badania i analizę wpływu warunków magnetycznych w trakcie procesu obciążania na składowe wmpr i ich gradienty. w artykule przedstawiono wyniki pomiarów przeprowadzonych na powierzchni próbek płytowych ze stali ferrytycznej do głębokiego tłoczenia. warunki magnetyczne modyfikowano, zmieniając sposób mocowania próbek w szczękach maszyny wytrzymałościowej. próbki mocowano bezpośrednio w szczękach lub pośrednio z wykorzystaniem przekładek ze stali austenitycznej, powodując zmianę reluktancji w obwodzie magnetycznym utworzonym pomiędzy próbką a maszyną wytrzymałościową. stwierdzono znaczny wpływ warunków magnetycznych na otrzymywane wartości wmpr w badanych elementach. różnice w rozkładach składowych wmpr wzdłuż próbki mają głównie charakter ilościowy, zachowując jakościowe podobieństwo. stanowi to dodatkowy problem algorytmów ilościowej oceny stanu elementów maszyn, których warunki magnetyczne eksploatacji są najczęściej trudne do określenia. słowa kluczowe: magnetyczne pole rozproszenia, stal ferrytyczna abstract the tests and analysis of the impact of the magnetic conditions during loading process on the residual magnetic field (rmf) components and their gradients were performed. the paper presents the results of measurements on the surface of plate samples made of ferritic steel to deep drawing. the magnetic conditions were modified by changing the method of fixing the samples in the grips of the testing machine. samples were fixed directly in the grips or indirectly using the austenitic steel spacers, causing a change in the reluctance of the magnetic circuit formed between the sample and the testing machine. it was found a significant impact of the magnetic conditions on the rmf components values in testing elements. differences in the distribution of rmf components along the samples are mainly quantitative, maintaining qualitative similarity. this is an additional problem of algorithms of the quantitative evaluation for machine elements whose magnetic conditions of exploitation are the most difficult to determine. keywords: residual magnetic field, ferritic steel 46 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 wstęp metoda magnetycznej pamięci metalu mpm wykorzystuje jako sygnał diagnostyczny składowe wektora natężenia własnego magnetycznego pola rozproszenia wmpr (oraz ich gradienty) zmierzone na powierzchni badanego obiektu [1]. o wmpr elementu decydują cechy konstrukcyjne [2], historia obciążeń (eksploatacji) [3] oraz warunki magnetyczne, które występują zarówno w trakcie zadawania obciążeń, jak i podczas pomiaru wmpr. wpływ cechy geometrycznej elementu na wartości składowych wmpr i ich gradientów analizowano w [4]. wykazano możliwość opracowania korelacji pomiędzy naprężeniem i składową styczną wmpr. w korelacji tej dominuje wpływ historii obciążenia, choć wpływ geometrii też jest widoczny. stwierdzono również znaczny wpływ geometrii próbek na zmiany wartości gradientów wskutek działania naprężeń (czynnych i resztkowych) zarówno w ujęciu ilościowym jak i jakościowym. w niniejszym artykule zaprezentowano wyniki badań wpływu warunków magnetycznych w trakcie procesu obciążania próbek ze stali ferrytycznej na składowe wmpr i ich gradienty mierzone na powierzchni próbek ferrytycznych. analiza wyników tych badań będzie kolejnym krokiem w kierunku opracowania ogólnej metodyki badań z wykorzystaniem wmpr, uwzględniającej istotne czynniki wpływające na wmpr. podstawy teoretyczne w skali makroskopowej występują ścisłe związki pomiędzy własnościami mechanicznymi i magnetycznymi ferromagnetyków. ferromagnetyk poddany działaniu pola magnetycznego zmienia zarówno swój stan namagnesowania, jak również swoje wymiary. z kolei pod wpływem naprężeń mechanicznych w ferromagnetyku dochodzi do odkształceń, którym towarzyszy zmiana namagnesowania. sprzężenie magnetomechaniczne można formalnie opisać zależnościami, w których tensor całkowitego odkształcenia ε jest wynikiem jednoczesnego działania naprężeń σ powodujących odkształcenia εσ oraz pola magnetycznego h wywołującego odkształcenia εh. podobnie indukcja b jest sumą indukcji bσ będącej skutkiem działania naprężeń i indukcji bh wynikającej z pola magnetycznego h. ε = εσ + εh = sσ + dσ h b = bσ + bh = dhσ + μh gdzie dσ i dh to współczynniki magnetomechaniczne wyznaczane odpowiednio przy stałych naprężeniach i stałym polu magnetycznym, s to macierz podatności. natężenie wmpr w pobliżu obiektu ferromagnetycznego można opisać zależnością (2). h(r) = ha(r) + hd(r) gdzie ha jest natężeniem zewnętrznego pola magnetycznego, a hd jest natężeniem pola magnetycznego wywołanego namagnesowaniem ferromagnetyka. hd nazywamy polem rozmagnesowania i opisuje je równanie (3). gdzie m jest magnetyzacją, jest objętością, s jest polem powierzchni ferromagnetyka a s jest wektorem położenia dowolnego punktu wewnątrz lub na powierzchni ferromagnetyka. wartości i rozkład magnetyzacji m(s) skutkuje unikatowym rozkładem i wartościami natężenia pola magnetycznego h(r). szczegóły badań badano dwa rodzaje próbek płytowych ze stali do głębokiego tłoczenia (skład chemiczny oraz własności mechaniczne podano w tabl. 1), których geometrię pokazano na rysunku 1. próbki, przy jednakowej geometrii przewężenia i jednakowej szerokości poza przewężeniem, różniły się długością l oraz sposobem zamocowania w uchwytach maszyny wytrzymałościowej. wykorzystano dwa rodzaje próbek: – próbki długie o długości l = 520 mm mocowane bezpośrednio w szczękach maszyny wytrzymałościowej, – próbki krótkie o długości l = 280 mm mocowane pośrednio w szczękach maszyny wytrzymałościowej za pomocą przekładek wykonanych ze stali austenitycznej przytwierdzonych do próbek przy użyciu połączeń śrubowych. zmiana w sposobie zamocowania próbek miała na celu modyfikację warunków magnetycznych podczas obciążania próbek poprzez zmianę reluktancji (oporności magnetycznej) w obwodzie magnetycznym utworzonym pomiędzy próbką i maszyną wytrzymałościową. (1) (3) (2) a rys. 1. próbki do badań fig. 1. experimental samples c si mn cr cu al v w p s re, mpa rm, mpa 0,046 <0,006 0,260 0,010 0,052 0,053 0,009 0,094 <0,002 0,019 150 310 tablica i. skład chemiczny i własności mechaniczne badanej stali table i. chemical compostition and mechanical properties of tested steel 47przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 próbki obciążano do zadanej wartości siły rozciągającej, następnie odciążano i badano poza maszyną wytrzymałościową. wszystkie próbki poddano takiej samej sekwencji narastających obciążeń rozciągających. obciążanie przerywano w momencie pojawienia się widocznej szyjki przewężenia plastycznego. do badań wykorzystywano magnetometr tsc-1m-4 z głowicą pomiarową tsc-2m dostarczony przez energodiagnostika co. ltd moscow. mierzono dwie składowe wmpr na powierzchni próbki (rys. 1): – ht,y – składowa styczna mierzona w kierunku równoległym do kierunku zadawanego obciążenia, – hn,z – składowa normalna. celem prowadzonych badań było określenie istotności wpływu szeroko rozumianych warunków magnetycznych panujących w trakcie działania obciążeń na wmpr elementu, które jest sygnałem diagnostycznym w metodzie magnetycznej pamięci metalu. dodatkowo sprawdzono, czy metodyka magnetycznej pamięci metalu [6, 7] uwzględnia wpływ warunków magnetycznych, w trakcie eksploatacji badanych elementów, na wyniki ich oceny diagnostycznej. omówienie wyników badań w analizie wyników skupiono się na pomiarach dotyczących stanów próbek, w których wskutek zadawanych obciążeń doszło do odkształceń plastycznych w obszarze zmniejszonego przekroju. prezentowane wyniki są uśrednieniem pomiarów kilku próbek o takiej samej geometrii (próbki długie lub krótkie) dla danego stanu obciążenia. analiza składowych wmpr w analizie składowych wmpr uwzględniono dwa stany odkształcenia plastycznego próbek w obszarze zmniejszonego przekroju: – stan równomiernych odkształceń plastycznych (rys. 2) – stan nierównomiernych odkształceń plastycznych – z szyjką (rys. 3) rozkłady wzdłuż długości próbek dla składowej stycznej ht,y przedstawiono na rysunkach 2a i 3a, a rozkłady dla składowej normalnej hn,z na rysunkach 2b i 3b. pojawienie się odkształceń plastycznych w obszarze próbki o mniejszym przekroju powoduje, że w okolicy zmiany przekroju składowa styczna ht,y gwałtownie zmienia swoją wartość, a dla składowej normalnej hn,z następuje odwrócenie trendu zmian. szerokie maksimum składowej stycznej ht,y oraz dwa maksima składowej normalnej hn,z są wynikiem efektu geometrycznego, mikrostrukturalnego oraz naprężeniowego. spadek przenikalności magnetycznej wskutek odkształcenia plastycznego i pojawienia się ściskających naprężeń własnych w odkształconej plastycznie części próbki powoduje efekt wycieku strumienia magnetycznego, co w połączeniu z geometrią próbki skutkuje stwierdzonymi rozkładami składowych wmpr [3, 5]. na rysunkach 2 i 3 widoczne są wyraźne, opisane powyżej, podobieństwa jakościowe dotyczące obszaru odkształconego plastycznie. widać również jak znaczne są różnice ilościowe, wynikające z różnych warunków magnetycznych podczas procesu obciążania. natomiast dla obszaru szyjki (odcięta l ≌ 90mm na rys. 3a i 3b), czyli obszaru zdeformowanego najbardziej, nawet jakościowe podobieństwa zanikają. w przypadku próbek krótkich, w rozkładzie obydwu składowych obszar szyjki charakteryzuje się lokalnym maksimum wartości. w próbkach rys. 2. rozkłady składowych wmpr zmierzone wzdłuż linii pomiarowej – stan równomiernych odkształceń plastycznych w przewężeniu: a) składowa styczna ht,y; b) składowa normalna hn,z fig. 2. distributions of the rmf components along measurement line – state of uniform plastic deformation in the reduced cross-sectional area: a) tangential component ht,y; b) normal component hn,z a) b) 48 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 długich obszar szyjki charakteryzuje się minimum wartości składowej stycznej ht,y oraz gwałtowną, połączoną ze zmianą znaku, zmianą wartości składowej normalnej hn,z. na rysunku 4 pokazano zależność pomiędzy zadanymi wcześniej naprężeniami rozciągającymi a wartościami średnimi składowej stycznej ht,y (uśrednione z odcinka o długości 10 mm leżącego w środku przewężenia). warunki magnesowania mają znaczący wpływ na przebieg tej zależności. analiza gradientów składowych wmpr na rysunkach 5a i 5b przedstawiono przykładowe rozkłady gradientów składowych wmpr zmierzone na a) b) rys. 3. rozkłady składowych wmpr zmierzone na linii pomiarowej – stan z obszarem nierównomiernych odkształceń plastycznych (szyjką): a) składowa styczna ht,y; b) składowa normalna hn,z fig. 3. distributions of the rmf components along measurement line – state of non-uniform plastic deformation in the reduced cross-sectional area (with the neck): a) tangential component ht,y; b) normal component hn,z linii pomiarowej dla próbek z obszarem nierównomiernych odkształceń plastycznych – szyjką. występują w nich, opisane już wielokrotnie w literaturze [1, 3÷5, 7], maksima wartości gradientów w miejscach zmian przekroju – karbach, oraz maksimum w miejscu szyjki. jakościowo rozkłady gradientów są podobne dla próbek długich i krótkich, lecz ilościowo różnią się znacząco – o rząd wielkości. podobną zależność obserwuje się dla wartości maksymalnych gradientów w strefie karbu (zmierzonych po odciążeniu) od naprężeń rozciągających. zależności te pokazano na rysunku 6a dla składowej stycznej ht,y oraz 6b dla składowej normalnej hn,z. rys. 4. zależność pomiędzy naprężeniami rozciągającymi a wartością średnią składowej stycznej ht,y fig. 4. dependence between the average values of tangential components ht,y and tensile stress 49przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 analiza metodyki metody magnetycznej pamięci metalu do oceny stanu materiału w metodzie mpm wykorzystywany jest tzw. indeks magnetyczny mh [6, 7], będący stosunkiem lokalnego maksimum gradientu grad hmax do wartości średniej gradientu grad hmed w badanym elemencie. mh = grad hmax grad hmed wyznaczone, na podstawie zależności (4), wartości indeksu magnetycznego mh dla poszczególnych stanów rys. 5. rozkłady gradientów składowych wmpr wzdłuż linii pomiarowej stan z obszarem nierównomiernych odkształceń plastycznych (szyjką): a) składowa styczna ht,y; b) składowa normalna hn,z fig. 5. distributions of gradients of the rmf components along measurement line – state of non-uniform plastic deformation in the reduced cross-sectional area (with the neck): a) tangential component ht,y; b) normal component hn,z a) b) a) b) rys. 6. zależność pomiędzy naprężeniami rozciągającymi a wartościami maksymalnymi gradientów składowych wmpr: a) składowa styczna ht,y; b) składowa normalna hn,z fig. 6. dependence between the maximum value of gradient of the rmf components and tensile stress: a) tangential component ht,y; b) normal component hn,z (4) obciążenia próbek długich i krótkich, w funkcji tegoż obciążenia pokazano na rysunkach 7a i 7b. porównując rysunki 6a i 7a oraz 6b i 7b widać, że odniesienie wartości lokalnej lub maksymalnej gradientu do wartości średniej w elemencie dla danego stanu wytężenia, niweluje częściowo wpływ różnej magnetyzacji będącej skutkiem występujących w trakcie obciążania zróżnicowanych warunków magnetycznych. pojawia się natomiast problem wykorzystania wartości indeksu magnetycznego mh w ocenie stanu wytężenia, ponieważ pokazane na rysunkach 7a i 7b korelacje σ–mh są bardzo niejednoznaczne. 50 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 a) b) rys. 7. zależność pomiędzy wartościami indeksu magnetycznego mh i naprężeniami rozciągającymi: a) składowa styczna ht,y; b) składowa normalna hn,z fig. 7. dependence between magnetic index values mh and tensile stress: a) tangential component ht,y; b) normal component hn,z literatura [1] deputat j.: podstawy metody magnetycznej pamięci metalu. dozór techniczny 5/2002 s. 97-105. [2] dietrych j.: system i konstrukcja, wydawnictwa naukowotechniczne, warszawa 1978. [3] roskosz m.: wykorzystanie własnego magnetycznego pola rozproszenia w diagnostyce elementów ferromagnetycznych, gliwice 2014, wydawnictwo politechniki śląskiej, monografia nr 530, isbn 978-83-7880-244-0. [4] roskosz m., dedyk m., sołtysik a.: badania eksperymentalne wpływu geometrii na sygnał diagnostyczny w metodzie magnetycznej pamięci metalu, przegląd spawalnictwa 12/2013 s. 125-9. [5] augustyniak m., roskosz m.: hierarchia czynników wpływu w diagnostyce metodą statycznego pola rozproszonego, 41 krajowa konferencja badań nieniszczących, toruń 2012. [6] pn-iso 24497-1, 2, 3 badania nieniszczące – magnetyczna pamięć metalu. część 1: słownictwo, część 2: wymagania ogólne, część 3: kontrola złączy spawanych. [7] własow w.t., dubow a.a.: ocena poziomu naprężeń w strefach ich koncentracji według metody magnetycznej pamięci metalu. xiv seminarium nieniszczące badania materiałów, zakopane 2008. [8] żurek z. h.: magnetic contactless detection of stress distribution and assembly defects in constructional steel element ndt&e international 38 (2005) 589–595. wnioski w pracy analizowano wpływ warunków magnetycznych w trakcie procesu obciążania na wmpr próbek wykonanych ze stali ferrytycznej. warunki magnetyczne zmieniano poprzez zmianę sposobu mocowania próbek w maszynie wytrzymałościowej. próbki mocowano bezpośrednio w szczękach maszyny lub za pomocą przekładek wykonanych ze stali austenitycznej, co zmieniało oporność magnetyczną w obwodzie magnetycznym związanym z próbką i maszyną wytrzymałościową. zmiany magnetyzacji próbek są skutkiem działania sprzężenia magnetomechanicznego oraz magnesowania w obwodzie magnetycznym związanym z maszyną wytrzymałościową. stwierdzono znaczny wpływ warunków magnetycznych na wartości wmpr badanych elementów. zmiany te, przy zachowaniu jakościowego podobieństwa rozkładów wmpr, mają przede wszystkich charakter ilościowy. stanowi to dodatkowy problem algorytmów ilościowej oceny stanu elementów maszyn, których warunki magnetyczne eksploatacji są najczęściej trudne do określenia. warunki magnetyczne, wpływając na wartości czułości magnetosprężystej [8], są czynnikiem decydującym o ilościowym stanie magnetyzacji a przez to mierzonego na powierzchni elementów wmpr. przedstawione w artykule wyniki zostały uzyskane w badaniach współfinansowanych przez narodowe centrum badań i rozwoju w ramach umowy sp/e/1/67484/10 – strategiczny program badawczy – zaawansowane technologie pozyskiwania energii: opracowanie technologii dla wysokosprawnych „zero-emisyjnych” bloków węglowych zintegrowanych z wychwytem co2 ze spalin. 201410_pspaw.pdf 51przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 stosowanie metod nieniszczących   do oceny stanu technicznego   budynków wielkopłytowych aplication od non-destructive testing methods for the assessment of the technical conditions of the buildings made of big-size precast slabs leonard runkiewicz prof. dr hab. inż. leonard runkiewicz – instytut techniki budowlanej, politechnika warszawska. autor korespondencyjny/corresponding author: l.runkiewicz@itb.pl streszczenie w referacie przedstawiono: – wpływ jakości i trwałości materiałów na awarie i katastrofy budowlane, – charakterystykę budownictwa wielkopłytowego, – wady występujące w budownictwie wielkopłytowym, – stosowane dotychczas metody nieniszczące do oceny stanu technicznego budynków wielkopłytowych, – tendencje rozwoju metod nieniszczących. słowa kluczowe: badania nieniszczące, stan budynków wielkopłytowych abstract this paper presents: – influence of the quality and durability of the materials to the construction damages and catastrophes, – facts regarding the construction using big-size precast slabs, – damages occurring in buildings made of big-size precast slabs, – actual non-destructive testing methods applied for the assessment of the technical conditions of the buildings made of big-size precast slabs, – prospects regarding development of the non-destructive testing methods. keywords: ndt, big-size precast slabs building wstęp problem bezpieczeństwa użytkowania budowli wznoszonych w technologii prefabrykowanej z żelbetowych elementów wielkowymiarowych stanowi w chwili obecnej temat dyskusji wielu środowisk [1÷8]. zainteresowanie problematyką „wielkiej płyty” jest uzasadnione z uwagi na znaczny, ok. 30% udział tego typu budownictwa w zasobach mieszkaniowych polski (rys. 1) oraz aktualne wymagania normowe, według których wszystkie budynki mieszkalne powinny spełniać kryterium projektowego okresu użytkowania 50 lat. wieloletnie obserwacje i działania diagnostyczne prowadzone przez środowiska inżynierskie pozwoliły na dostrzeżenie szeregu nieprawidłowości [8] powstałych w różnych fazach procesów inwestycyjnych związanych z tym budownictwem wielkowymiarowym, obniżających poziom bezpieczeństwa tych budynków. 52 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 wpływ jakości i trwałości materiałów na awarie i katastrofy budowlane zmiany jakości i trwałości materiałów oraz niezawodności konstrukcji budowlanych w tym wielkopłytowych w decydujący sposób wpływają na powstawanie zagrożeń, awarii i katastrof. rys. 1. udział budynków wielkopłytowych [mln mieszkań] w polsce w roku 2011 [8] fig. 1. amount of the buildings made of big pc elements in poland in 2011 [8] [millions] jak wykazały wieloletnie analizy zagrożeń, awarii i katastrof budowlanych w polsce, materiały budowlane stanowiły bardzo ważny czynnik w powstawaniu zagrożeń, awarii i katastrof. zła jakość materiałów była przyczyną zagrożeń, awarii i katastrof w różnych typach konstrukcji budowlanych oraz różnych obiektach lub budowlach inżynierskich. rodzaje konstrukcji budowlanych w jakich wystąpiły zagrożenia, awarie i katastrofy w ostatnich 50 latach w polsce podano na rysunku 2. suma procentów w poszczególnych kolumnach może być mniejsza ze względu na nie ujęcie wszystkich rodzajów przypadków, lub może być większa od 100 ze względu na rozległy charakter awarii lub katastrof obejmujący kilka typów technologii lub elementów. typy konstrukcji budowlanych w jakich wystąpiły zagrożenia, awarie i katastrofy w ostatnich 50 latach w polsce podano na rysunku 3. rodzaje materiałów konstrukcyjnych, z powodu których wystąpiły zagrożenia, awarie i katastrofy podano na rysunku 4. rodzaje elementów, z powodu których wystąpiły zagrożenia, awarie i katastrofy konstrukcji budowlanych podano na rysunku 5. znaczący udział w pokazanych na rysunkach 2÷5 zagrożeniach, awariach i katastrofach miały obiekty budowlane wielkopłytowe. rys. 2. udział procentowy awarii i katastrof w latach 1962-2012 według podziału na rodzaje budownictwa fig. 2. damages and catastrophes in years 1962-2012 according to building types rys. 3. udział procentowy awarii i katastrof w latach 1962-2012 według podziału na typy konstrukcji budowlanych fig. 3. damages and catastrophes in years 1962-2012 according to structure types rys. 4. udział procentowy awarii i katastrof w latach 1962-2012 według podziału ze względu na materiały. fig. 4. damages and catastrophes in years 1962-2012 according to applied materials rys. 5. udział procentowy awarii i katastrof w latach 1962-2012 według podziału na rodzaje uszkodzonych elementów ze względu na ich funkcje w konstrukcji fig. 5. damages and catastrophes in years 1962-2012 according to type of damaged elements and their structural function 53przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 specyfika budownictwa wielkopłytowego charakterystyczną cechą konstrukcji budynków wielkopłytowych jest obecność w tarczach stropowych i ściennych złączy monolitycznych między prefabrykowanymi elementami, wskazujących miejsca potencjalnego zarysowania. wieńce i zbrojenie podporowe łączą prefabrykowane płyty w tarcze stropowe i ścienne zapewniając tym samym spójność przestrzenną budynków. elementy te spełniają również istotną rolę w powstawaniu wtórnego ustroju nośnego nad ewentualnie uszkodzoną częścią budynku oraz w wyrównywaniu odkształceń w styku ścian różnie obciążonych, a także w przejmowaniu sił rozciągających, wywołanych w ścianie przez nierównomierne osiadanie budynku. wiele problemów związanych z bezpieczeństwem użytkowania budynków wzniesionych w technologii wielkopłytowej związanych jest też z trójwarstwowymi prefabrykatami ścian zewnętrznych. problemy te, często o charakterze losowym, wynikają zarówno z technologii produkcji (jakości zastosowanych materiałów, niedotrzymywania reżimów produkcyjnych), transportu (uszkodzenia krawędzi, zarysowania, spękania warstwy fakturowej), nieprawidłowego montażu (wychylenie i przemieszczenia prefabrykatów), czasem także niewłaściwej eksploatacji (brak konserwacji i naprawy uszkodzeń umożliwiających penetrację wilgoci, obniżenie właściwości izolacyjnych wynikających z zawilgocenia, odspajanie się warstwy fakturowej). uszkodzenia płyt, szczególnie ich warstw fakturowych, powinny być inwentaryzowane i analizowane przy realizacji obowiązkowych przeglądów okresowych wymaganych przez ustawę prawo budowlane i/lub przed podjęciem decyzji o dociepleniu budynku. współczesne wymagania w zakresie izolacyjności cieplnej budynków i ich przegród są znacznie ostrzejsze niż w okresie wznoszenia budynków wielkopłytowych. historię zmian dopuszczalnych wartości współczynników przenikania ciepła pokazano na rys. 6. wymagania obowiązujące od l stycznia 2014 r., a odnoszące się bezpośrednio do przebudowy (zmiany parametrów użytkowych lub technicznych) przegród budynków będą w 2017 i 2021 r. jeszcze bardziej zaostrzone. docelowe dopuszczalne wartości współczynników (w 2021 r.) będą około sześciokrotnie niższe niż te, które obowiązywały w latach wznoszenia pierwszych budynków wielkopłytowych. zapowiedź zwiększenia wymagań w tym zakresie spowodowała, że część zarządców i właścicieli nieruchomości przeprowadza obecnie ponowne (wielokrotne) docieplenia budynków już poddanych termomodernizacji szczególnie, gdy polegała ona na zastosowaniu cienkich, kilkucentymetrowych warstw izolacji cieplnej. ochrona budynków wielkopłytowych (oraz innych) przed hałasem i drganiami polega na rozwiązaniach zabezpieczających przed: – przenikaniem do budynku hałasów zewnętrznych (np. komunikacyjnych), – występowaniem w budynku hałasów pochodzących od źródeł wewnętrznych stanowiących techniczne wyposażenie budynku, – rozprzestrzenianiem się w budynku hałasów bytowych związanych z użytkowaniem budynku zgodnie z jego przeznaczeniem (dotyczy to wzajemnego odizolowania pod względem akustycznym jednostek funkcjonalnych, jakimi w budynku mieszkalnym są poszczególne mieszkania oraz pomieszczenia komunikacji ogólnej np. klatki schodowe, korytarze ogólne, a także określone pomieszczenia w obrębie jednego mieszkania), – drganiami pochodzącymi od źródeł zewnętrznych (np. od tras komunikacyjnych), jak i wewnętrznych (np. od wyposażenia technicznego budynku), stwarzających dyskomfort dla użytkowników budynku. powyższy zakres ochrony akustycznej uwzględniony jest w przepisach budowlanych przez określenie wymagań odnośnie parametrów akustycznych budynku. wymagania te są niezależne od konstrukcji budynku, wynikają bowiem z potrzeb użytkowników budynku. stopień uzyskanej ochrony akustycznej zależy natomiast od układów funkcjonalnych budynku, zastosowanych rozwiązań materiałowo-konstrukcyjnych i instalacyjnych, od usytuowania budynku w stosunku do źródeł hałasów zewnętrznych, a także w znacznym stopniu, od jakości zastosowanych wyrobów budowlanych i instalacyjnych oraz jakości wykonawstwa całego obiektu. nie bez znaczenia jest także właściwa konserwacja obiektu w trakcie jego użytkowania. istotnym problemem akustycznym w budynkach wielkopłytowych są piony instalacji występujące wewnątrz mieszkań. dotyczy to zarówno pionów centralnego ogrzewania jak i kanałów do prowadzenia pionów instalacji wodociągowej i kanalizacyjnej w obrębie kuchni i pomieszczeń sanitarnych jak i pionów instalacji elektrycznych prowadzonych w specjalnych elementach prefabrykowanych (blokach otworowych, korytkach) zlokalizowanych rys. 6. wymagane i planowane wartości współczynnika przenikania ciepła ścian i dachów/stropodachów w kolejnych wydaniach norm i przepisów krajowych fig. 6. required and planned values of heat transfer coefficient for roofs and walls introduced in consecutive editions of norms and local regulations 54 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 w przedpokoju. rozwiązania te powodują znaczne obniżenie izolacyjności akustycznej między mieszkaniami usytuowanymi w jednym pionie, nawet o ponad 10 db. całkowite usunięcie tego rodzaju mankamentów budynków wielkopłytowych jest trudne, ale możliwe przez zastosowanie odpowiednich zabezpieczeń akustycznych. z uwagi na okres realizacji budynków wielkopłytowych i ówczesne możliwości rynku materiałów i wyrobów budowlanych istotnym elementem współczesnych działań diagnostycznych stały się również zagadnienia zdrowotno-higieniczne (w tym ochrona środowiska). diagnostyka budownictwa wielkopłytowego konieczność działań diagnostycznych budynków wielkopłytowych wynika z przepisów o utrzymaniu obiektów budowlanych i ich okresowych kontrolach zawartych w [7], zmian wymagań normowych oraz pojawiających się incydentalnie wątpliwości użytkowników budynków w zakresie stanu technicznego zamieszkałych budynków. elementy ustroju konstrukcyjnego obecnie każdy budynek musi spełniać wymaganie podstawowe „bezpieczeństwo konstrukcji” uszczegółowione w rozporządzenia w sprawie warunków technicznych, jakim powinny odpowiadać budynki i ich usytuowanie. według tego wymagania, w prawidłowo zaprojektowanym, wykonanym i użytkowanym budynku, obciążenia na niego działające nie mogą doprowadzić do: – zniszczenia całości lub części budynku, – przemieszczeń i odkształceń o niedopuszczalnej wielkości, – uszkodzenia części budynku, połączeń lub zainstalowanego wyposażenia w wyniku znacznych przemieszczeń elementów konstrukcji, – zniszczenia na skutek wypadku w stopniu nieproporcjonalnym do jego przyczyny. warunek bezpieczeństwa uznaje się za spełniony jeżeli ustrój nośny budynku spełnia wymagania norm polskich dotyczących projektowania i obliczania konstrukcji. kolejnym elementem oceny technicznej budynku jest stwierdzenie, że nie zostały przekroczone stany graniczne przydatności do użytkowania. oznacza to, że w konstrukcji budynku nie występują: – lokalne uszkodzenia, w tym rysy, które mogą ujemnie wpływać na przydatność użytkową, trwałość oraz wygląd konstrukcji i jej części, – odkształcenia i przemieszczenia ujemnie wpływające na wygląd konstrukcji i jej przydatność użytkową. dokonując oceny technicznej konstrukcji budynku wielkopłytowego z reguły spotyka się występujące w nim zarysowania o zróżnicowanym charakterze: – rysy powierzchniowe: w złączach między prefabrykatami ściennymi i/lub stropowymi, o szerokości rozwarcia poniżej 1,0 mm (ich obecność nie ma związku z bezpieczeństwem konstrukcji), – rysy lokalne: w złączach prefabrykatów ściennych, a także w samych prefabrykatach, przechodzące przez całą szerokość złącza, ale ograniczone zasięgiem do jednej kondygnacji, szerokość rozwarcia do 3,0 mm (ocena skutków zjawiska powinna być dokonana przez rzeczoznawcę budowlanego), – rysy strukturalne: w złączach lub prefabrykatach ściennych, sięgające przez całą grubość ściany, przechodzące z kondygnacji na kondygnacje i łączące się z rysami poziomymi w ścianie pod stropem o szerokości rozwarcia większej od 3,0 mm (występowanie takich rys w budynku wymaga podjęcia środków zaradczych zapewniających bezpieczeństwo konstrukcji). przy ocenie diagnostycznej budynków wielkopłytowych lub ich przeglądach technicznych stosuje się, oprócz oceny wizualnej, wiele różnych metod badawczych z wykorzystaniem specjalistycznej aparatury. preferowane są, z uwagi na dokonywanie ocen w użytkowanych budynkach, metody nieniszczące (sklerometryczne, akustyczne, elektromagnetyczne, elektryczne i radiologiczne i in.), które zwykle dają jedynie przybliżony, ale wystarczający obraz występujących uszkodzeń i destrukcji materiałowej. stosowane są też nowe specjalne metody nieniszczące do oceny zbrojenia zarówno w elementach jak i węzłach (wieńcach) oraz zewnętrznych płytach warstwowych. przy ocenie stanu technicznego konstrukcji budynków jednym z elementów oceny jest sprawdzenie zabezpieczenia konstrukcji przed skutkami obciążeń wyjątkowych (np. uderzenia ciężkiego przedmiotu w budynek lub wybuch w jego pomieszczeniach). wiąże się to z tym, że konstrukcje wielkopłytowe z uwagi na ich mniejszy stopień zmonolityzowania, ograniczoną zdolność do redystrybucji sił wewnętrznych oraz występowanie elementów wolnopodpartych, mogą mieć większą podatność na katastrofę postępującą w wyniku wybuchu. podobnie, w przypadku budynków zlokalizowanych na terenach szkód górniczych – obszary górnośląskiego zagłębia węglowego (gzw) i legnicko-głogowskiego okręgu miedziowego (lgom), gdzie w ostatnich latach dochodziło do występowania deformacji podłoża czy wstrząsów sejsmicznych o wartościach dalece przekraczających założenia projektowe budynków wielkopłytowych, aspekt zwiększonych oddziaływań powinien być uwzględniony w ocenach diagnostycznych. izolacyjność cieplna z uwagi na sposób zapewnienia izolacyjności cieplnej, ściany zewnętrzne w budynkach wielkopłytowych 55przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 można podzielić na: • jednowarstwowe, wykonane np. z elementów keramzytobetonowych (system szczeciński), • trójwarstwowe, z wewnętrzną warstwą izolacji cieplnej z wełny mineralnej lub styropianu (np. systemy w-70, wk-70, owt-67, owt-75). według założeń projektowych (funkcjonujących w okresie wznoszenia „wielkiej płyty”) ściany jednowarstwowe miały charakteryzować się współczynnikiem przenikania ciepła około 1,2, a trójwarstwowe około 0,7 w/(m2·k). badania izolacyjności cieplnej ścian budynków wielkopłytowych wykazały, że rzeczywiste wartości są niższe od 0,3÷0,5 (w przegrodach jednowarstwowych) do 0,2 w/(m2·k) (w przegrodach trójwarstwowych). głównymi przyczynami pogorszenia ich izolacyjności cieplnej było stosowanie betonów o zwiększonej gęstości oraz różne niedokładności wykonania lub uszkodzenia warstwy izolacji cieplnej. podane wartości nie uwzględniają wpływu mostków cieplnych w połączeniach i węzłach konstrukcyjnych w obudowie. miejscami o najniższej izolacyjności były połączenia ścian szczytowych i podłużnych ze stropem nad piwnicą, złącza pionowe ścian ze ścianami logii i płytami balkonowymi, złącza pionowe ścian szczytowych z podłużnymi, gdzie nie stosowano izolacji cieplnej lub montowano wkładki styropianowe o grubości zaledwie 2 cm. dodatek do współczynnika przenikania ciepła ścian wynikający z uwzględnienia wpływu mostków cieplnych w różnych systemach wielkopłytowych wynosi ok. 0,2÷0,3 w/(m2·k). szczegółowe rozpoznanie właściwości cieplnych poszczególnych części obudowy przeprowadza się na podstawie wyników badań metodą termowizyjną, a badania oporu cieplnego przegrody metodą wykorzystującą mierniki gęstości strumienia ciepła. niska izolacyjność cieplna połączeń i węzłów konstrukcyjnych powoduje nie tylko występowanie zwiększonych strat ciepła, ale również niskich wartości temperatury wewnętrznej powierzchni obudowy. dotychczasowe badania prowadzone w itb wykazały, że w budynkach wielkopłytowych zjawisko to występuje głównie w wyżej wymienionych połączeniach narożnych przegród oraz przy ramach okien i drzwi balkonowych. szczególne zagadnienia związane ze stosowaniem dociepleń dotyczą stanu wilgotnościowego przegród. rozpoznanie stanu przegród w tym zakresie ma szczególne znaczenie w przypadku warstwowych ścian budynków wielkopłytowych, w których istotne jest określenie warunków cieplno-wilgotnościowych w jakich znajdują się między warstwowe łączniki metalowe. do ścian jednorodnych stosowane są różnego rodzaju wilgotnościomierze lub badania laboratoryjne na odwiertach pobranych z elementów. właściwości akustyczne diagnostyka akustyczna budynku mieszkalnego polega na ocenie właściwości akustycznych budynku w odniesieniu do parametrów objętych wymaganiami akustycznymi. są nimi: – izolacyjność akustyczna ścian międzymieszkaniowych i ścian działowych (szczególnie ścian między pokojami i pomieszczeniami sanitarnymi), ścian zewnętrznych (wraz z oknami), stropów oraz drzwi wejściowych do mieszkań, – poziomy hałasów w mieszkaniach pochodzących od wyposażenia technicznego budynków oraz przenikających z pomieszczeń usługowych, – izolacyjność akustyczna mieszkań w stosunku do pomieszczeń technicznych i usługowych zlokalizowanych w budynku (wymagania znacząco wyższe niż w przypadku przegród międzymieszkaniowych). ustalenie, w ramach diagnostyki akustycznej budynku, powodów ewentualnej niedostatecznej izolacyjności akustycznej wymaga przeprowadzenia analizy dokumentacji technicznej budynku pod kątem wystąpienia potencjalnych przyczyn niewłaściwej ochrony przeciwhałasowej mieszkań oraz wykonania odpowiednich pomiarów akustycznych w budynku. pomocne mogą być również informacje uzyskane od zarządcy, lub właściciela budynku na temat skarg na uciążliwe warunki akustyczne występujące w budynku. do grupy występujących w niektórych budynkach problemów akustycznych należy zaliczyć także brak właściwego odizolowania pod względem akustycznym pomieszczeń technicznych w stosunku do przyległych mieszkań (np. brak dylatacji między mieszkaniem a stacją transformatorową przeznaczoną dla transformatorów suchych). w ramach diagnostyki akustycznej budynków wielkopłytowych nie ma potrzeby pomiarowego określenia wszystkich parametrów akustycznych podlegających wymaganiom. w badaniach w danym budynku mogą być pominięte te parametry akustyczne, które w całości lub częściowo zależą od elementów lub instalacji podlegających wymianie w ramach prac modernizacyjnych niezależnie od względów akustycznych. nie ma potrzeby określania izolacyjności akustycznej ścian zewnętrznych w sytuacji, gdy wymianie podlegać będą okna. analogicznie, ta sama zasada dotyczy pomiarów hałasów instalacyjnych przenikających do mieszkań w sytuacji, gdy modernizacji podlegać będą techniczne wyposażenia budynków. ważną częścią badań diagnostycznych jest natomiast określenie izolacyjności akustycznej ścian międzymieszkaniowych. pomiary tłumienia dźwięków uderzeniowych przez stropy z pływającymi podłogami, mają na celu sprawdzenie parametrów akustycznych wynikających zarówno z rodzaju i jakości zastosowanej w podłodze warstwy izolacji akustycznej jak i jakości wykonawstwa (czy nie występują mostki akustyczne, czy została zastosowana obwodowa izolacja przyścienna). poza sprawdzeniem izolacji przyściennej inne mankamenty nie mogą być wykryte 56 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 na podstawie oględzin, czy odkrywek. w przypadku, jeżeli na stropach wykonane były warstwy jastrychu cementowego i wykładziny podłogowe z warstwami izolacyjnymi (takie rozwiązania były dość powszechnie stosowane) pomiary izolacyjności od dźwięków uderzeniowych należy przeprowadzić dla stropów bez uwzględnienia nawierzchni podłogowych. wyniki tych badań są niezbędne do prawidłowego doboru w danym przypadku rodzaju izolacyjnych konstrukcji podłogowych. bardzo poważnym problemem w budynkach wielkopłytowych jest przenoszenie hałasu między mieszkaniami przez piony instalacji wodociągowej i kanalizacyjnej występujące w obrębie kuchni i pomieszczeń sanitarnych jak i przez piony instalacji elektrycznych prowadzone w specjalnych elementach prefabrykowanych (blokach otworowych, korytkach) zlokalizowanych w przedpokojach. przy diagnostyce akustycznej konkretnych budynków mieszkalnych o konstrukcji wielkopłytowej należy poświęcić szczególną uwagę mieszkaniom, które przylegają do źródeł hałasów instalacyjnych (np. szybów dźwigowych, stacji transformatorowych, pompowni, hydroforni). zagadnienia higieniczno-zdrowotne znaczny rozwój uprzemysłowionego budownictwa mieszkaniowego, w tym z wielkiej płyty, w latach siedemdziesiątych spowodował, że w miejsce tradycyjnych materiałów (drewno, ceramika) zaczęto powszechnie stosować różne nowe wyroby budowlane (np. tworzywa sztuczne, kleje, farby, wyroby azbestowe) o nieznanym wpływie na zdrowie człowieka. wprawdzie w okresie tym istniały wymagania normowe o potrzebie badania zarówno nowych wyrobów, jak również „budynków przeznaczonych na pobyt ludzi lub zwierząt, jeśli materiał zawiera składniki, mogące budzić zastrzeżenia co do zdrowotności”, ale przepisy te w praktyce nie były niestety przestrzegane. wynikiem tego było znaczne zanieczyszczenie powietrza wewnątrz pomieszczeń, stwierdzane system rodzaj wyrobu z azbestem zastosowanie w -70 płyta prasowana płaska okładzinowa płyty elewacyjne typu acekol i kolorys elementy loggii elewacje przy ocieplaniu ścian wełną mineral ną lub styropianem wk-70 płyta prasowana płaska okładzinowa płyty elewacyjne typu acekol i kolorys elementy loggii. ściana osłonowa typu pregor-lsod elewacje przy ocieplaniu ścian wełną mineral ną lub styropianem owt płyta warstwowa pw 3/a z okładziną z płyt a-c prasowanych płaskich okładzino wych pilarki międzyokienne ścian pasmowych szczecin płyta prasowana płaska okładzinowa elementy loggii wuf-t rury azbestowo-cementowe piony kanalizacyjne wwp płyta prasowana płaska okładzinowa grubości 8 mm ściana osłonowa podparapetowa tablica i. przykłady występowania wyrobów zawierających azbest table i. the examples of the occurrence of asbestos-containing products w badaniach prowadzonych przez itb, spowodowane wbudowaniem materiałów, głównie wykończeniowych, emitujących szkodliwe substancje chemiczne. należały do nich w szczególności: fenol i formaldehyd – przede wszystkim z płyt gipsowo-kartonowych, parkietów i wyrobów izolacyjnych, rozpuszczalniki organiczne – węglowodory i ich pochodne chlorowane, alkohole, etery obecne w farbach, lakierach, kitach, impregnatach, pastach, nieprzereagowane monomery zawarte w tworzywach sztucznych (chlorek winylu, styren, akrylonitryl) i inne. w budownictwie wielkopłytowym stosowano także powszechnie „nowy, trwały, niepalny i tani materiał – azbest”. przykłady zastosowania wyrobów zawierających azbest podano w tablicy l. wzmożone zainteresowanie problematyką zdrowia i higieny życia zaistniało w wyniku nowych przepisów zaostrzających wymagania zarówno w odniesieniu do budynków, jak i wyrobów budowlanych. wprowadzenie, w 1998 r. z mocy ustawy o zakazie stosowania azbestu, przepisów określających zasady bezpiecznego użytkowania oraz warunki usuwania wyrobów zawierających azbest ograniczyło także oddziaływanie kancerogennych pyłów azbestu na ludzi. dokonując obecnie oceny właściwości higienicznozdrowotnych budynków wielkopłytowych należy zwrócić uwagę na dwa podstawowe zagadnienia: jakość powietrza wewnętrznego oraz obecność w nich wyrobów zawierających azbest. oceny zanieczyszczenia chemicznego powietrza dokonuje się w oparciu o wyniki badań stężenia substancji chemicznych w powietrzu pomieszczeń i odniesienie ich do wartości dopuszczalnych określonych w przepisach. w przypadku stwierdzenia przekroczeń, ustala się źródło emisji. dokonuje się tego w oparciu o znormalizowane badania emisji lotnych związków organicznych z zastosowanych wyrobów wykończeniowych. dzisiaj, po wielu latach od wzniesienia budynków wielkopłytowych, kiedy większość niebezpiecznych lotnych związków wyemitowała z pomieszczeń, problemy tego typu pojawiają się zazwyczaj w czasie przeprowadzanych remontów, podczas których odsłaniane są zabudowane dotychczas wyroby budowlane (izolacje 57przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 smołowe, izolacje akustyczne nasączone xylamitem) oraz w czasie wymiany przez lokatorów mieszkań – nowi są znacznie bardziej wyczuleni na chemiczne zapachy. jakość powietrza wewnętrznego zależy również od obecności w nim zanieczyszczeń biologicznych. w przypadku budownictwa wielkopłytowego są to głównie grzyby pleśniowe, rozwijające się w wyniku zawilgocenia spowodowanego głównie niedostateczną izolacyjnością przegród. obecność w budynkach wyrobów zawierających azbest oraz ich stan techniczny ustala się w oparciu o analizę dokumentacji budynków, inwentaryzację oraz przeprowadzaną zgodnie z przepisami kontrolę ich stanu. ogólna charakterystyka metod badawczych przy ocenie niezawodności żelbetowych konstrukcji wielkopłytowych w polsce stosowane są m.in. metody nieniszczące służące do oceny cech materiałów oraz jakości konstrukcji. badania diagnostyczne oraz monitoringi konstrukcji budowlanych za pomocą metod nieniszczących na całym świecie są rozwijane, doskonalone oraz przystosowywane do odpowiednich warunków [1÷20]. badania betonu w elementach i konstrukcjach diagnostyczne badania „in situ” betonu w wyrobach, elementach i konstrukcjach mają najczęściej na celu ocenę: – wytrzymałości na ściskanie i rozciąganie, – jednorodności, raków i kawern w betonie, – połączeń betonu z betonem oraz stali w węzłach, – sztywności i grubości elementów. w większości do tych celów stosowane są metody nieniszczące, takie jak: – sklerometyczne bazujące na pomiarze twardości przypowierzchniowej warstwy materiału, – akustyczne, w których mierzy się między innymi prędkość oraz inne charakterystyki rozchodzenia się fal podłużnych lub poprzecznych w materiale, – radiologiczne wykorzystujące między innymi osłabienie promieniowania (wiązki) x i gamma przechodzącego przez materiał, a także ich rozproszenie i tłumienie fal, – seminieniszczące materiałów w konstrukcji. metody te są metodami pośrednimi, opartymi na zależnościach empirycznych pomiędzy mierzonymi wielkościami fizycznymi, a poszukiwanymi cechami materiałów. metody te wymagają zatem wstępnego skalowania aparatury pomiarowej i urządzeń badawczych. do normowej oceny wytrzymałości betonu w elementach i konstrukcjach wielkopłytowych stosuje się najczęściej nieniszczące metody ultradźwiękowe i sklerometryczne. wytrzymałość i jednorodność betonu w konstrukcjach wielkopłytowych określa się za pomocą metod nieniszczących i statystycznej analizy wyników pomiarów, w oparciu o zależności empiryczne ważne dla danego rodzaju betonu w badanej konstrukcji. ocenę wytrzymałości gwarantowanych betonu fcg (rbg) i klasy betonu przeprowadza się w zależności od liczby pomiarów (lub odwiertów). przy statystycznej ocenie gwarantowane wytrzymałości określa się z zależności empirycznych ważnych dla określonych technologii betonu. dla zapewnienia oceny wytrzymałości betonu z wymaganą technicznie dokładnością (błąd oceny nie większy niż 20%) ścisłość związku empirycznego powinna wykazywać taką ścisłość, dla której współczynnik korelacji przy analizie korelacyjnej jest większy od 0,75 lub względne kwadratowe odchylenie przy doborze krzywej hipotetycznej jest mniejsze od 12% [12÷16]. w badaniach diagnostycznych w polsce stosuje się często przybliżony sposób wyznaczania związków empirycznych. powszechnie jest uznanym, że zależności empiryczne pomiędzy wytrzymałością betonu, a wielkościami mierzonymi metodami nieniszczącymi są zależne od wielu czynników charakteryzujących badany beton w konstrukcji [1÷6]. do oceny jakości betonu stosowane powinny być też różnorodne metody chemiczne, elektryczne oraz elektromagnetyczne. ostatnio wprowadzone pn-en [14, 17÷19] dotyczące oceny wytrzymałości betonu w konstrukcji wprowadzają pewne modyfikacje dotychczasowych polskich zasad. wobec bogatego wieloletniego pozytywnego doświadczenia stosowania dotychczasowych polskich norm i instrukcji itb [15, 16, 20÷22] są opracowywane spójne nowe zasady uwzględniające i honorowane dotychczasowe wymagania zgodne z pn-en i pn-b [1÷22]. badania zbrojenia w konstrukcjach do oceny zbrojenia w konstrukcjach żelbetowych wielkopłytowych stosowane są m.in. badania nieniszczące i niszczące. badania te polegają na określaniu jakości poszczególnych prętów stalowych w betonie, ich odległości od powierzchni elementu oraz średnicy i rozstępu między nimi. do tych celów doskonalone są metody nieniszczące radiologiczne, elektryczne, prądów wirowych, chemiczne oraz magnetyczne, a także badania niszczące na wyciętych próbkach. dotychczas wśród metod radiologicznych największą przydatność wykazały metody radiograficzne [4]. badania radiograficzne pozwalają na ocenę zbrojenia w skomplikowanych układach konstrukcyjnych. wymagają one natomiast stosowania dość skomplikowanej aparatury oraz specjalnego systemu 58 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 zabezpieczeń przed promieniowaniem jonizującym. w prostych przypadkach elementów płytowych i ściennych możliwe jest stosowanie także metod elektromagnetycznych itp. badania radiograficzne zbrojenia konstrukcyjnego w elementach żelbetowych można realizować stosując aparaturę ze źródłami promieniowania gamma lub x. dotychczas najbardziej optymalnymi źródłami promieniowania do radiografii żelbetu są izotopy co-60 o dużej aktywności, aparaty rentgenowskie o napięciu powyżej 200 kv oraz betatrony i mikrotrony o energii promieniowania od 6 do 30 mev[3]. przy badaniu konstrukcji budowlanych powinny być stosowane źródła przenośne. do takich należą defektoskopy gammagraficzne, aparaty rentgenowskie oraz betatrony o energii 6 mev itp. przy interpretacji wyników wykorzystuje się zjawiska absorpcji (osłabienia) i rozproszenia promieniowania jonizującego przechodzącego przez badane elementy żelbetowe. na podstawie otrzymanych wyników badań stwierdzono, że przy odpowiednim doborze parametrów badań wykrywalność pustek i prętów stalowych w samym betonie jest dla celów konstrukcyjnych wystarczająca. w ten sposób określone parametry badania pozwalają na ocenę prętów zbrojenia konstrukcyjnego z dokładnością od 2 do 5%. metody elektromagnetyczne oparte są na wykorzystywaniu zjawisk zachodzących w strumieniu magnetycznym wytworzonym w specjalnej sondzie pod wpływem zbliżenia jej do ferromagnetyku (np. pręta stalowego). przyrządy pomiarowe służące do oceny położenia i wielkości zbrojenia produkowane są w wielu krajach. do określenia średnic prętów i ich odległości od powierzchni elementu (wielkość otuliny) sporządza się specjalne nomogramy i specjalistyczne minikomputery. stosowanie metod elektromagnetycznych ograniczone jest głównie z powodu gęstego rozstawienia prętów zbrojenia w elementach. bowiem prawidłową kontrolę magnetyczną uniemożliwiają pręty sąsiednie. w tym zakresie powinny być rozwijane i doskonalone nowe metody i techniki badawcze z wykorzystaniem technik cyfrowych. perspektywy stosowania metod nieniszczących nowe kierunki stosowania metod nieniszczących do badań materiałów i oceny ich trwałości w konstrukcjach żelbetowych wielkopłytowych powinny obejmować badania laboratoryjne oraz badania „in situ” na obiektach eksploatowanych. do najważniejszych problemów badawczych jakości i trwałości konstrukcji żelbetowych wielkopłytowych z wykorzystaniem metod nieniszczących należą oceny: – zmiany cech wytrzymałościowych i jednorodności materiałów w konstrukcjach, – zmiany grubości elementów konstrukcyjnych i wykończeniowych, – zmiany cech reologicznych materiałów w konstrukcjach, – zmiany struktury, porowatości i nieciągłości materiałów w konstrukcjach, – zmiany wilgotności i jej rozkładów w elementach, – korozji materiałów w elementach, – jakości materiałów i ich trwałości, – gęstości materiałów i ich zmian w czasie, – wtrąceń obcych, defektów i raków w materiałach i połączeniach, – jakości właściwości akustycznych przegród, węzłów i instalacji, – jakości substancji szkodliwych dla zdrowia i środowiska, – jakości i ilości materiałów izolacyjnych w ścianach i w złączach, – jakości i ilości zbrojenia w elementach płytowych i ściennych. do badań i kontroli wymienionych cech konstrukcji budowlanych wpływających na jakość, niezawodność i trwałość konstrukcji, udoskonalane i rozwijane są następujące specjalistyczne metody: – ułtrasonograficzne i sklerometryczne do ocen cech wytrzymałościowych i strukturalnych, – ultrasonograficzne i emisji akustycznej do ocen jednorodności i struktury, – elektryczne i elektrochemiczne do ocen wilgotności i korozji, – interferometrii do ocen struktury betonu, stali, drewna, ceramiki itp., – holograficzne i magnetyczne do ocen struktury i wtrąceń materiałów konstrukcyjnych, – radiologiczne do ocen wilgotności i ciężaru materiałów w konstrukcjach, – radarowe i termograficzne do ocen struktury, – radiograficzne z wykorzystaniem betatronów i mikrotronów, tomografii komputerowej, radiometryczne (gamma), oporu elektromagnetycznego, elektroakustyczne, spektroskopii, przepuszczalności gazu, transmisji ciepła, optyczne, prądów wirowych itp. do ocen innych wybranych ważnych cech materiałów i ich zmiany w czasie. przeglad welding technology re iew 59przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 literatura [1] l. brunarski: określanie klasy betonu na podstawie diagnostycznych badań konstrukcji. materiały xiii ogólnopolskiej konferencja warsztat pracy projektanta konstrukcji, ustroń 26-28 lutego 1998 r., tom l, s. 7-20. [2] l. brunarski: ocena wytrzymałości betonu w konstrukcji, prace itb-kwartalnik; 1998, nr 2-3, s. 27-45. [3] l. runkiewicz: diagnostyka i wzmacnianie konstrukcji żelbetowych, wyd. politechniki świętokrzyskiej, kielce 1999. [4] l. runkiewicz.: wpływ statystycznej analizy wyników badań nieniszczących na ocenę betonu w konstrukcji. prace 1tb, nr 1/81. [5] l. runkiewicz.: badania konstrukcji” in situ” w rzeczoznawstwie budowlanym. materiały konferencyjne „warsztat pracy rzeczoznawcy budowlanego”. wyd. politechnika świętokrzyska, kielce, 1996. [6] l. runkiewicz.: wpływ wybranych czynników na wyniki badań sklerometrycznych betonu. wyd. itb, warszawa, 1994. [7] l. runkiewicz: ocena wytrzymałości betonu w konstrukcji metodami nieniszczącymi zgodnie z nowymi normami pnen. mat. 41 krajowej konferencji badań nieniszczących. toruń 2012. [8] l. runkiewicz i inni: diagnostyka i modernizacja budynków wielkopłytowych. mat. xiii konferencji naukowo-technicznej. warsztat pracy rzeczoznawcy budowlanego. cedzyna kielce, 2014. [9] pn-en 206-1:2003 beton – część 1: wymagania, właściwości, produkcja i zgodność. [10] pn-b-03264:2002: konstrukcje betonowe, żelbetowe i sprężone. obliczenia statyczne projektowanie. [11] pn-en 1992-1-1:2008: eurokod 2. projektowanie konstrukcji z betonu. część 1. reguły ogólne i reguły dla budynków. [12] ł. drobiec, r. jasiński, a. piekarczyk: diagnostyka konstrukcji żelbetowych. metodologia, badania polowe, badania laboratoryjne betonu i stali. „wydawnictwo naukowe pwn”. warszawa 2010. [13] pn-en 13670-1 wykonywanie konstrukcji betonowych. [14] pn-en13791:2008 ocena wytrzymałości betonu na ściskanie w konstrukcjach i prefabrykowanych wyrobach betonowych. [15] pn-b-06261:1974 nieniszczące badania konstrukcji z betonu. metoda ultradźwiękowa badania wytrzymałości betonu na ściskanie. [16] pn-b-06262:1974 nieniszczące badania konstrukcji z betonu. metoda sklerometryczna badania wytrzymałości betonu na ściskanie za pomocą młotka schmidta typu n. [17] pn-en 12504:2002; pn-en 12504-2:2002/apl:2004 badania betonu w konstrukcjach. [18] instrukcja itb nr 361/99 zasady oceny bezpieczeństwa konstrukcji żelbetowych. itb, warszawa 1999 r. [19] instrukcja itb 209/1977 instrukcja stosowania metody ultradźwiękowej do nieniszczącej kontroli jakości betonu. [20] instrukcja itb 210/1977 instrukcja stosowania młotków schmidta do nieniszczącej kontroli jakości betonu. wnioski do oceny jakości, trwałości, niezawodności i stanów granicznych konstrukcji żelbetowych wielkopłytowych stosowane powinny być głównie nieniszczące metody ultradźwiękowe i sklerometryczne w powiązaniu z badaniami próbek (odwiertów), a także inne specjalistyczne metody naukowo uzasadnione i przystosowane do praktyki budowlanej. przy ocenie wytrzymałości betonów badania wykazały, że istnieją duże rozbieżności pomiędzy zależnościami empirycznymi dla betonów zwykłych (b10 b37), a zależnościami dla nowoczesnych betonów wysokich jakości (b45 b120). przykładowo, współczynniki korekcyjne do zależności hipotetycznych podanych w instrukcjach itb [12, 13] dla betonów wysokich jakości wynoszą zgodnie z pn-en: – dla metod ultradźwiękowych od 1,6 do 2,7 – dla metod sklerometrycznych od 1,1 do 1,4. w celu podwyższenia dokładności oceny stanów granicznych konstrukcji budowlanych i ich trwałości należy dokładnie określać właściwe zależności empiryczne (skalowanie) dla metod w istniejących warunkach. wdrażane w nowych warunkach w polsce procesy oceny trwałości konstrukcji żelbetowych wielkopłytowych zgodnie z wymaganiami unii europejskiej wymagają szerokiego rozwoju i stosowania metod nieniszczących. powinny to być metody przystosowywane do wymagań i warunków budownictwa żelbetowego wielkopłytowego, a szczególnie do badań „in situ” w czasie monitoringu stanu technicznego obiektów eksploatowanych. przeglad welding technology re iew 200901_pspaw 31przegląd spawalnictwa 1/2009 akwizycja obrazu cyfrowe przetwarzanie obrazów (ang. digital image processing) definiowane jest jako wykonywanie serii operacji na numerycznej reprezentacji obrazu obiektu w celu uzyskania pożądanych rezultatów. obraz cyfrowy modelowany jest przez spróbkowaną przestrzennie oraz skwantowaną amplitudowo dwuwymiarową funkcję generowaną przez układ optyczny [9]. analogowy obraz rzutowany na płaszczyznę światłoczułą przetwornika optoelektronicznego kamery reprezentowany jest przez dwuwymiarową funkcję f (x, y), której argumenty x i y opisują powierzchniowe współrzędne punktu obrazu, zaś wartość funkcji określona jest przez poziom jasności obrazu. obrazy przetwarzane przez komputer charakteryzują dwa komponenty: iluminacja i(x,y) – wielkość promieniowania świetlnego źródła, padającego na scenę i(x,y) odbicie r(x,y) – ilość światła odbitego przez obiekty sceny r(x,y) funkcja f(x,y) może być opisana jako: f(x,y) = i(x,y)•r(x,y) (1) gdzie: 0 < i(x,y) < ∞; 0 < i(x,y) < 1 zależność powyższa przedstawia, że odbicie r(x,y) dla wartości 0 oznacza całkowitą absorpcję, zaś dla wartości 1 całkowite odbicie. innym określeniem informującym o intensywności funkcji f(x,y) jest pojęcie: „stopnia szarości” (ang. gray level), l, o współrzędnych (x,y): rminimin = lmin ≤ l ≤ rmaximax = lmax (2) przedział [lmin, lmax] określa skalę poziomu jasności. w praktyce lmin = 0, lmax = l-1. wartość l = 0 oznacza czerń, natomiast l = l-1 biel w skali szarości. w celu dokonania operacji numerycznych obraz rzeczywisty należy przedstawić w postaci skończonej liczby wartości funkcji jasności. w związku z tym należy poddać go procesowi dyskretyzacji, składającemu się z procesów próbkowania i kwantowania. w ten sposób funkcja f(x,y) o argumentach zmieniających się w sposób ciągły zostaje zamieniona na macierz f(i,j) o m wierszach i n kolumnach, której elementy zawierają skwantowane poziomy jasności, a każdej takiej próbce przypisana jest wartość intensywności ze zbioru skwantowanych dyskretnych wartości funkcji intensywności, reprezentowanych przez skończoną liczbę bitów. f(0,0) ... f(0,0) ... f(0,m-1) f(1,0) ... f(1,1) ... f(1,m-1) (3) f(n-1,0) f(n-1,1) ... f(n-1,m-1) każdy element macierzy (3) określany jest jako element obrazu, pel lub piksel. wartość funkcji luminancji obrazu cyfrowego f(i,j) zawiera zbiór liczb całkowitych z przedziału [0, 2b -1], gdzie b równe np. 8 jest przyjętą liczbą bitów dla reprezentacji jednego punktu obrazu. dla typowych systemów wizyjnych stosowanych w automatyce górną granicą dokładności reprezentacji punktów obrazowych jest 256 poziomów szarości na jeden punkt (8 bitów/piksel). najczęściej spotykane rozdzielczości stosowane w systemach czasu rzeczywistego mieszczą się w zakresie od 128x128 do 1024x1024 pikseli w obrazie. specjalizowane systemy korzystają z jednej ustalonej rozdzielczości, zaś uniwersalne umożliwiają analizę obrazów o dowolnej rozdzielczości. typowe rozdzielczości poziomu szarości reprezentowane są od 8 do 16 bitów na piksel. przekształcenia punktowe operacje punktowe wykorzystywane są głównie do poprawy kontrastu oraz jakości obrazu. poprawę kontrastu obrazu można zrealizować za pomocą funkcji liniowych lub nieliniowych, które odwzorowują dany zbór wartości poziomów szarości w inny. funkcje liniowe mogą być zamodelowane równaniem prostej: y = m•x + b, co oznacza że współczynnik jej nachylenia będzie decydował o rozciąganiu bądź kompresji wartości poziomów szarości. modyfikacja wartości poziomów szarości odbywać się może również za pomocą funkcji nieliniowych. zastosowanie funkcji pierwiastkowej lub logarytmicznej ma na celu podwyższenie kontrastu obrazu w obszarze małych wartości. funkcja logarytmiczna: f’(i,j) = ln (f(i,j)+1) funkcja pierwiastkowa: f’(i,j) = √f(i,j) piotr kohut metody wizyjne w robotyce (część ii) vision methods in robotics (part ii) streszczenie w artykule przedstawiono zastosowanie systemów wizyjnych w robotyce, dokonano ich klasyfikacji, omówiono budowę oraz zadania systemów wizyjnych, zaprezentowano podstawowe przekształcenia cyfrowego przetwarzania obrazów. abstract the article presents the application of vision systems in robotics as well as their classification, structure and functions along with fundamental transformations of digital image processing. dr inż. piotr kohut – akademia górniczo-hutnicza. [ ]f(i, j) ≈ ... ... ... – 32 przegląd spawalnictwa 1/2009 w efekcie uzyskuje się rozjaśnienie obrazu z silnym różnicowaniem najjaśniejszych partii. przekształcenia jednopunktowe (operacje anamorficzne) wykonywane są zwykle z zastosowaniem tablicy lut (ang. look-up-table), wykorzystującej z góry przygotowane tablice korekcji. najprostszymi operacjami są: utworzenie negatywu, rozjaśnienie lub zaciemniene wybranych punktów obrazu. przekształcenie „look-up-table” nie zmienia geometrii obrazu [10]. jednym z przykładów zastosowania tego przekształcenia jest normalizacja obrazu, która jest często wykonywana jako pierwsza operacja po przetworzeniu obrazu analogowego na postać cyfrową. przekodowanie „look-up-table” może być również zastosowane do wyrównywania histogramu. histogram określa liczbę pikseli o jasności i występującej na obrazie. celem równoważenia histogramu jest poprawa kontrastu obrazu. dla obrazu o n punktach zapisanych za pomocą m stopni szarości średnio przypada n/m punktów na każdy poziom szarości. dążenie do takiego średniego rozkładu szarości obrazu poprawia jego ostrość. w efekcie obraz staje się bardziej wyrazisty i czytelny kosztem utraty części informacji o rzadko występujących poziomach szarości. analiza histogramu stanowi krok do ilościowych oszacowań dotyczących struktury i zawartości obrazu. może być zastosowana do stwierdzenia efektywności wykorzystania poziomów kwantowania przetwornika analogowo-cyfrowego. inne, bardzo częste zastosowanie analizy histogramu to proces segmentacji obrazu, w którym kluczowe znaczenie ma wybór progów – wartości poziomów szarości wykorzystywanych do binaryzacji obrazu, prowadzących w efekcie do „wydobycia” poszczególnych obiektów obrazu. progowanie (binaryzacja) binaryzacja dotyczy jednego z największych problemów występujących w układach wizyjnych, mianowicie identyfikacji obiektów sceny. ta operacja, która wydaje się tak naturalna i banalna dla człowieka, jest niezwykle skomplikowana i trudna dla komputera. z operacją progowania związane jest radykalne zmniejszenie informacji zawartej w obrazie, ponieważ podczas jej realizacji dokonywana jest zamiana obrazu o wielu stopniach szarości na obraz, którego piksele mają wyłącznie wartość 0 lub 1. za pomocą binaryzacji system realizuje jeden z końcowych etapów każdej ilościowej analizy obrazu, gdyż tylko na obrazach binarnych może dokonać podstawowych pomiarów, analiz oraz modyfikacji kształtów obiektów. wynikiem przeprowadzenia operacji progowania jest podział obrazu na regiony, co z kolei stanowi etap poprzedzający analizę obrazu. wykorzystując odpowiednią segmentację skali szarości obrazu, można uzyskać obraz binarny. w kontekście binaryzacji układów wizyjnych pojęcia segmentacji i progowania są synonimami. podczas binaryzacji obrazu kluczową sprawą jest wybór odpowiedniego progu binaryzacji, t. najczęściej w celu znalezienia właściwej wartości t wykonuje się histogram. przyjmując dwugarbną krzywą jako dość często spotykany kształt histogramu, wyróżnić można skupiska pikseli o niskich i wysokich poziomach jasności. w takim przypadku wartość progu t należy tak ustalić, by przypadała na środek doliny, tj. między dwoma szczytami. najczęściej wykorzystuje się następujące metody binaryzacji: z progiem dolnym, górnym, wielokryterialnym [8]. progowanie rozpatrywane jako operacja dokonująca testowania wartości poziomu szarości funkcji f(x,y) może zostać zaliczona do jednej z trzech kategorii: progowanie globalne, lokalne oraz dynamiczne [11]. przekształcenia lokalne podstawowym celem przekształceń lokalnych jest zastosowanie technik uwydatniania lub retuszowania wartości poziomów szarości sąsiadujących pikseli. istnieje wiele podziałów przekształceń kontekstowych w zależności od wybranej kategorii klasyfikacji. ogólnie przekształcenia te można podzielić na operacje związane z usuwaniem szumu, czyli operacje wygładzające, oraz operacje uwydatniające lub wyostrzające. te pierwsze mają tendencję do „całkowania” obrazu, natomiast drugie do jego „różniczkowania”. pomocną operacją w implementowaniu funkcji realizujących przekształcenia liniowe jest operacja konwolucji. umożliwia ona zrealizowanie m.in. filtracji dolnoprzepustowych i górnoprzepustowych na obrazie, wygładzanie i wyostrzanie obrazu, detekcję krawędzi obiektów analizowanego obrazu. operację konwolucji zdefiniować można jako operator przekształcenia obrazu w obraz, przyjmujący jako argumenty dany punkt obrazu oraz jego otoczenie. w komputerowej analizie obraz jest funkcją dwuwymiarową i dyskretną [10]. z uwagi na przyjętą organizację obrazu (kwadratowe piksele) typowe otoczenia dla operacji kontekstowych (tzw. maski) mają kształt okna kwadratowego. rozmiary okien wahają się od 3x3 do 7x7 (rzadziej 9x9) pikseli w zależności od rozmiaru obrazu i wymaganego rezultatu operacji. ogólnie można powiedzieć, że im większy rozmiar okna, tym bardziej radykalne działanie filtru. w praktyce okno o rozmiarze 3x3 jest zupełnie wystarczające. zwiększenie rozmiaru maski daje większy kontekst, jednakże liczba wymaganych mnożeń i sumowań rośnie z kwadratem rozmiaru maski. dodatkową wadą jest zmniejszenie rozmiaru obrazu wynikowego o n-1 linii i tyleż kolumn, gdzie n jest rozmiarem okna konwolucji. filtry dolnoprzepustowe do usuwania zakłóceń z obrazu wykorzystuje się filtry dolnoprzepustowe. prostym filtrem dolnoprzepustowym jest filtr uśredniający. usuwa drobne zakłócenia z obrazu: usuwane są pojedyncze czarne punkty na jasnym tle lub jasne plamki na tle ciemnym, wygładzane są drobne zawirowania krawędzi obiektów, usuwane mogą być efekty falowania jasności itp. niekorzystnym działaniem filtru jest pewne rozmycie konturów obiektów i pogorszenie możliwości rozpoznania ich kształtów. w celu zmniejszenia negatywnych skutków filtracji uśredniającej stosuje się filtry uśredniające wartości pikseli w sposób ważony. dla zachowania przedziału zmienności poziomu szarości obrazu należy każdorazowo zastosować współczynniki skalujące, sprowadzające wynik konwolucji do pierwotnego przedziału zmienności. zwiększenie zakresu kontekstu (rozmiaru maski) powoduje znacznie skuteczniejsze działanie filtru kosztem większej „erozji” obrazu. filtry górnoprzepustowe celem filtrów górnoprzepustowych jest wyostrzanie obrazu, czyli uwypuklenie krawędzi obiektów a także, zaakcentowanie oraz podkreślenie konturów obiektów na obrazie. filtry górnoprzepustowe reagują na szybkie zmiany jasności. dlatego są czułe na takie elementy obrazu jak kontury, krawędzie czy fakturę. realizuje się je najczęściej za pomocą metod numerycznych aproksymujących pochodną. do realizacji filtracji stosowane są najczęściej operatory (maski) sobela, prewitta i robertsa. uzyskane wyniki scala się za pomocą par masek kierunkowych, z wykorzystaniem operatora sumy, koniunkcji lub dodawania wektorowego. dzięki takiemu złożeniu uzyskany wynik jest wrażliwy na kierunek i orientację krawędzi. druga pochodna reprezentowana jest za pomocą laplasjanu, który znajduje szerokie zastosowanie w przetwarzaniu obrazów ze względu na to, że zachowuje znak różnicy intensywności (znak krawędzi). laplasjan jest symetryczny względem obrotu oraz jest operatorem liniowym. podsumowując, zasadniczą różnicą pomiędzy gradientem a laplasjanem jest to, że gradient realizując pierwszą pochodną wrażliwy jest tylko na intensywność zmian rozkła33przegląd spawalnictwa 1/2009 du jasności w obrazie, w związku z tym służy wyłącznie do detekcji krawędzi. laplasjan podaje dodatkową informację o położeniu piksela względem krawędzi. mianowicie, czy piksel leży po jaśniejszej, czy po ciemniejszej stronie krawędzi. filtry nieliniowe zasada filtracji w przypadku filtrów nieliniowych polega na zmianie wartości poszczególnych pikseli na wartości wybrane według określonej reguły (spośród otoczenia każdego rozważanego piksela). wybrana wartość punktu obrazu po przekształceniu jest jedną z wartości obecnych już w obrazie, ponieważ wybrana została z jego sąsiedztwa. w odróżnieniu od filtrów dolnoprzepustowych, uśredniających wartości rozważanego sąsiedztwa piksela, filtry nieliniowe nie wprowadzają nowych wartości pikseli, co niejednokrotnie jest przyczyną rozmazywania krawędzi i pogorszenia czytelności obrazu. najczęściej spotykanym filtrem nieliniowym jest filtr wykorzystujący medianę, czyli wartość środkową w uporządkowanym rosnąco ciągu wartości jasności pikseli z rozważanego otoczenia piksela. jest on szczególnie przydatny do eliminacji szumów. dwie podstawowe zalety tego filtru można określić następująco: – zachowuje ostrość krawędzi, ponieważ do obrazu wynikowego nie wprowadza się nowych wartości; – jest filtrem „mocnym”, gdyż kilka wartości znacznie odbiegających od wartości pikseli analizowanego obrazu oraz lokalne szumy nie wpływają na uzyskany obraz wynikowy. wadą filtru środkowego jest długi czas obliczeń oraz erozja obrazu dla okien (masek) o dużych rozmiarach. w praktyce nie stosuje się większego otoczenia punktu obrazu niż 5x5 lub 7x7. na podobnej zasadzie oparte są dwa inne filtry: minimalny i maksymalny. wynikiem ich działania są wartości odpowiadające kolejno minimum albo maksimum z lokalnego otoczenia punktu obrazu. filtracja morfologiczna (filtry nieliniowe) podstawową koncepcją morfologii matematycznej, wywodzącej się z geometrii całkowej i obliczeń prawdopodobieństw geometrycznych jest to, że istnienie struktury geometrycznej nie jest zjawiskiem całkowicie obiektywnym [12]. struktura ta może ujawnić się jedynie w wyniku współoddziaływania obiektu badanego oraz narzędzi badawczych zwanych elementami strukturującymi (strukturalnymi), które modyfikują kształt obiektu, ujawniając jednocześnie jego strukturę. w przypadku obrazu binarnego element strukturalny jest pewnym wycinkiem obrazu z wyróżnionym jednym punktem, określanym jako punkt centralny, czyli jest pewnym podzbiorem obrazu. przekształcenia morfologiczne dzięki odpowiednio kombinowanym zestawom pozwalają na wykonywanie najbardziej złożonych operacji w zakresie analizy kształtu obiektów i ich wzajemnego położenia. istotną różnicą między operacjami morfologicznymi a operacjami punktowymi i lokalnymi jest to, że przekształcenia morfologiczne dokonują zmian punktów obrazu wówczas, gdy otoczenie punktu zgodne jest z elementem strukturalnym. oznacza to, że zmiana punktów następuje w momencie sprawdzenia wartości wyrażenia logicznego. natomiast operacje punktowe transformują każdy punkt obrazu w taki sam sposób, bez względu na jego sąsiedztwo, zaś operacje lokalne uzależniają wynik od otoczenia danego punktu i przekształcenie wykonywane jest zawsze, nawet jeżeli wartość obrazu w danym punkcie nie ulegnie zmianie. przekształcenia morfologiczne stanowią obszerną grupę operacji przydatnych podczas przetwarzania i analizy obrazu. podstawowymi operacjami morfologicznymi są: erozja i dylatacja. erozję („pomniejszanie”) można zinterpretować jako filtr minimalny, który każdemu punktowi przypisuje minimum z wartości pikseli w jego otoczeniu. podstawowe własności erozji: – usuwa odizolowane punkty, drobne wyróżnione obszary oraz wąskie wypustki (półwyspy); – wygładza brzegi figury, zmniejszając jej powierzchnię; – w niektórych przypadkach prowadzi do podziału figury na kilka mniejszych, co znajduje zastosowanie w procesie podziału sklejonych obiektów przed ich segmentacją; – wykonuje addytywność przekształcenia, co pozwala na jego prostą implementację w systemach komputerowych. dylatacja („powiększanie”) jest przekształceniem odwrotnym do erozji, jest negatywem erozji negatywu obrazu. podobnie jak w przypadku erozji, dylatację można zdefiniować jako filtr maksymalny. przeciwne do erozji są również własności dylatacji: – zamykanie małych otworów i wąskich zatok; – zwiększanie powierzchni figury, co czasami prowadzi do sklejania sąsiadujących obszarów; – addytywność przekształcenia oraz możliwość wpływu na wynik poprzez odpowiedni dobór elementów strukturalnych. przekształcenia erozji i dylatacji są bardzo często wykorzystywane do filtracji obrazów. jeśli natura występujących szumów (zakłóceń) jest znana, wówczas właściwie dobrany kształt elementu strukturalnego oraz odpowiednia kolejność tych przekształceń może być użyta do ich usunięcia. taka realizacja filtracji wpływa na kształt obiektów w obrazie. istotną wadą operacji erozji i dylatacji jest zmiana powierzchni przekształcanych obszarów (erozja zmniejsza, dylatacja zwiększa). w celu eliminacji wspomnianej wady wprowadzono nowe przekształcenie będące złożeniem erozji i dylatacji. operację erozji, po której następuje dylatacja, nazwano otwarciem: erozja + dylatacja = otwarcie, natomiast odwrotną kolejność przekształceń, tzn. dylatację, po której następuje erozja, zdefiniowano jako zamknięcie: dylatacja + erozja = zamknięcie. przekształcenia te pozwalają na wygładzenie brzegów przy równoczesnym zachowaniu wielkości figury. otwarcie i zamknięcie są niezmienne względem siebie. oznacza to, że powtórne wykonanie tego samego przekształcenia nie wprowadza żadnych zmian. stanowi to istotną różnicę od erozji i dylatacji, które są addytywne. w przypadku obrazów binarnych przekształcenia otwarcia i zamknięcia wykazują następujące właściwości: – otwarcie usuwa drobne obiekty i drobne szczegóły (półwyspy, wypustki), nie zmieniając wielkości zasadniczej części figury, może też rozłączyć niektóre obiekty z przewężeniami; – zamknięcie wypełnia wąskie wcięcia i zatoki oraz drobne otwory wewnątrz figury, nie zmieniając wielkości zasadniczej części figury, może też połączyć niektóre obiekty leżące blisko siebie; – obydwie operacje nie zmieniają kształtów ani wymiarów dużych obiektów o wyrównanym gładkim brzegu. przekształcenia otwarcia i zamknięcia mogą być również wykorzystane do wyszukiwania lokalnych minimów oraz ekstremów. lokalne maksima wyszukuje się, odejmując od wyniku otwarcia obraz źródłowy i następnie binaryzując obraz z dolnym progiem otrzymanej różnicy. podobnie postępuje się podczas wyszukiwania lokalnych minimów, z tym że pierwszą operacją jest zamknięcie. efektywność tych operacji jest uzależniona od wielkości otwarcia, zamknięcia oraz ustalonego progu binaryzacji. rezultat tych operacji podobny jest do operatorów wykrywających krawę34 przegląd spawalnictwa 1/2009 dzie (np. laplasjana). operacje morfologiczne stanowią obszerną grupę przekształceń, a zmiana kształtu elementów strukturalnych obdarza je wielkimi możliwościami w zakresie przetwarzania i analizy obrazu. celem zaprezentowania ich możliwości omówiono dwie operacje morfologiczne: ścienianie i szkieletyzację. figura uzyskana po przekształceniu ścieniania mieści się we wnętrzu figury wyjściowej. istotne znaczenie ma obracanie elementu strukturalnego o 900 pomiędzy kolejnymi obiegami tej operacji. pocienianie linii jest często stosowane po etapie segmentacji obrazu. szkielet figury definiowany jest jako zbiór wszystkich jej punktów jednakowo odległych od co najmniej dwóch różnych punktów leżących na jej brzegu. szkielet figury informuje o jej topologicznych własnościach. szkieletyzacja jest przekształceniem polegającym na wyodrębnieniu szkieletów figur w analizowanym obrazie. pozwala na określenie orientacji długich cząstek oraz ich klasyfikację na podstawie kształtu. przekształcenia morfologiczne obejmują szereg różnych operacji wykorzystywanych do przetwarzania i analizy obrazów. szerokie możliwości zastosowań w tej dziedzinie, z uwagi na nieliniowość i interpretację struktury geometrycznej analizowanych obiektów, potwierdzają ich użyteczność. filtry morfologiczne umożliwiają skuteczne usuwanie szumów z obrazu, jak również mogą być użyte do wykrywania krawędzi, ekstrakcji cech oraz kompresji obrazu. operacje morfologiczne zostały omówione w pracach [8], [12], [13], [14]. z uwagi na swoje zalety oraz krótszy czas przetwarzania w porównaniu z innymi przekształceniami lokalnymi operacje morfologiczne są powszechnie stosowane w systemach wizyjnych czasu rzeczywistego. przedstawione powyżej metody wstępnego przetwarzania wykonywane są w celu polepszenie jakości obrazu, wydobycia obiektu z tła za pomocą technik binaryzacji, detekcji krawędzi, ustalenia poziomów szarości pikseli należących do interesującego nas obiektu na podstawie histogramu itp. generalnie ich zadaniem jest eliminacja zakłóceń oraz zaakcentowanie i uwydatnienie elementów obrazu istotnych z punktu widzenia analizy obrazu. analiza obrazu analiza obrazu może być zdefiniowana jako jedna z dziedzin widzenia komputerowego zorientowana w kierunku interpretacji treści danych obrazowych [15]. istota analizy obrazu polega na znalezieniu takiego opisu obrazu, który w skróconej formie informuje o wszystkich istotnych cechach obiektów stanowiących jego treść. proces ten obejmuje [4]: – segmentację – wydzielenie obiektów obrazu z tła, – ekstrakcję cech – pole powierzchni, środek ciężkości itp., – określenie lokalizacji obiektu. należy nadmienić, że etapowi analizy obrazu towarzyszy drastyczne zmniejszenie informacji wizyjnych, ponieważ w jej wyniku, zamiast obrazu cyfrowego o często milionowych ilościach bajtów, otrzymuje się kilkadziesiąt lub kilkaset bajtów reprezentujących wartości uzyskanych parametrów niosących informacje o przetwarzanych obiektach obrazu. oznacza to, że rezultatem analizy obrazu nie jest obraz cyfrowy, jak po etapie wstępnego przetwarzania obrazu, lecz jego symboliczny i ilościowy opis w postaci cech wyróżnionych obiektów. wybór cech jest subiektywną decyzją podejmowaną przez projektanta systemu wizyjnego, zależną od zadań, jakie ten system powinien realizować. techniki segmentacji obrazu segmentacja jest czynnością łączącą etap wstępnego przetwarzania obrazu z algorytmami analizy obrazu. istotą procesu segmentacji jest wydobycie poszczególnych obiektów obrazu wchodzących w jego skład. polega to na podziale obrazu na jednorodne niezachodzące na siebie obszary (regiony) odpowiadające poszczególnym widocznym obiektom. formalnie segmentację można zdefiniować [16] jako metodę podziału obrazu f(x,y) na regiony r1, ..., rk, takie że każdy z nich może być rozpatrywany jako obiekt. region definiowany jest jako podzbiór obrazu. wyróżnić można dwa podstawowe cele segmentacji [17]. pierwszym jest dekompozycja obrazu na części celem dalszej analizy. w tym przypadku środowisko może być wystarczająco dobrze kontrolowane, tak aby proces segmentacji pewnie ekstrahował tylko te części obrazu, które są konieczne do dalszej analizy. drugi cel procesu segmentacji polega na wykonywaniu zmian reprezentacji obrazu. piksele obrazu muszą zostać zorganizowane w jednostki wyższego poziomu, które są albo bardziej znaczące, albo bardziej wydajne do dalszej analizy, albo też muszą spełniać obydwa wymagania jednocześnie. generalnie, segmentacja może być realizowana jako proces przypisywania pikseli do obiektów, albo jako wyszukiwanie krawędzi między obiektami (lub między obiektami i tłem). biorąc pod uwagę pierwszą kategorię, wyróżnia się dwie techniki segmentacji zorientowanej regionowo [4], [18],: – segmentacja przez rozrost obszaru (ang. region growing), – segmentacja przez podział i scalanie obszaru (ang. region splitting&merging). w aplikacjach widzenia maszynowego czynnością poprzedzającą proces segmentacji jest filtracja obrazu oraz analiza histogramowa, dokonywana w celu binaryzacji obrazu. analiza histogramowa określa przedziały wartości funkcji intensywności – progi, według których wykonywana będzie klasyfikacja każdego elementu obrazu i w zależności od metody segmentacji tworzone będą obszary (regiony) odpowiadające obiektom analizowanego obrazu. segmentacja przez rozrost obszaru polega na grupowaniu pikseli w oparciu o test jednorodności jego sąsiedztwa. sąsiadujące piksele są grupowane, jeśli ich wartości mieszczą się w przyjętym zakresie. proces rozpoczyna się od wybrania wyróżnionego elementu obrazu i określeniu, czy sąsiadujące piksele należą do tego samego obszaru; jeśli tak, to są one agregowane (rozrost jest kontynuowany) do momentu, kiedy już więcej pikseli nie może być dołączonych do obszaru. drugą wyróżnioną techniką segmentacji jest segmentacja przez podział obszaru. w przypadku tej techniki obraz kolejno dzielony jest na coraz mniejsze obszary, w których piksele mają odpowiednią własność. obraz dzielony jest na mniejsze obszary tak długo, dopóki wszystkie piksele w każdym z utworzonych obszarów nie spełnią przyjętego predykatu. po zakończeniu procesu podziału obrazu, stykające się obszary spełniające wymagania przyjętego kryterium są scalane w coraz większe nowe regiony. proces scalania połączonych obszarów kontynuowany jest do momentu, kiedy już dalsze łączenie staje się niemożliwe. metoda polegająca wpierw na podziale obrazu na mniejsze obszary, a następnie na łączeniu obszarów stykających się, nazywana jest segmentacją przez podział i scalanie. odmiennym rodzajem segmentacji jest segmentacja metodą wykrywania krawędzi. poprzednie sposoby realizacji segmentacji bazowały na podziale obrazu na zbiory punktów wewnętrznych i zewnętrznych. w tej metodzie w celu wyszukania krawędzi między obszarami wyznacza się amplitudę operatora gradientu. następnie na gradiencie wykonywana jest operacja progowania. celem kolejnego etapu jest dokonanie połączeń między pikselami, które zostały zakwalifikowane jako krawędzie obszarów. połączone piksele muszą formułować krzywą zamkniętą. często spotykaną metodą jest rozpatrywanie róż35przegląd spawalnictwa 1/2009 nic między dwoma grupami elementów. metody segmentacji oparte na technikach wykrywania krawędzi są bardzo czułe na zakłócenia i mają tendencję do ich uwydatniania. niewątpliwą zaletą segmentacji zorientowanej regionowo jest zapewnienie ciągłości krawędzi w porównaniu z detektorami krawędzi, które nie dają takich gwarancji. uzyskanie zamkniętych granic obszarów wykorzystywane jest przez procesy dokonujące rozpoznawania obrazów (wizja wysokiego poziomu). wydobycie cech wydobycie cech jest następnym etapem po procesie segmentacji obrazu. w tej fazie dokonywany jest pomiar obiektów tworzących treść obrazu. pomiar jest wartością pewnej ilościowej własności obiektu. generalnie cecha obrazu może być zdefiniowana jako dowolna mierzalna zależność zachodząca w obrazie [19]. w wyniku procesu wydobycia cech obrazu uzyskuje się zbiór cech opisujący określone własności obiektu. ta drastyczna redukcja ilości informacji obrazowej (w porównaniu z obrazem źródłowym) reprezentuje niezbędne dane konieczne do etapu rozpoznawania obiektów (wizja wysokiego poziomu). pozwala również na wyodrębnienie dwóch kategorii obiektów: obiektów znanych lub nieznanych. w tej fazie tworzona jest n-wymiarowa przestrzeń, w której umieszczone są wszystkie możliwe wektory cech. zadaniem fazy klasyfikacji jest podjęcie decyzji, do której grupy należy każdy z wyróżnionych obiektów. każdy obiekt przypisany jest do jednej z kilku wcześniej zdefiniowanych klas reprezentujących wszystkie możliwe typy obiektów. powszechnie stosowane techniki rozpoznawania obrazów oparte są na wykorzystaniu sieci neuronowych, metod rozmytych oraz metod odległościowych. wnioskowanie może również zostać wykonane już na podstawie uzyskanych cech [20]. pomiar obiektów stanowiących treść obrazu może się odbywać za pośrednictwem metod momentowych oraz współczynników kształtu. współczynniki kształtu generalnie informują o rozmiarze obiektu, są mało wrażliwe na powiększenie, dużą wrażliwość wykazują na orientację obiektów. natomiast momenty geometryczne są niewrażliwe na zmiany kształtów, zawierają dane dotyczące położenia i orientacji obiektów wyróżnionych w procesie segmentacji [4], [19], [21], [22]. uzyskane dane mogą być wykorzystane do układów sterowania lub jako dane decyzyjne dla układów rozpoznających i samouczących się. powszechnie stosowane jest połączenie tych metod, pomimo opinii, że wykorzystanie metod momentowych, charakteryzujących się szybkimi algorytmami obliczeń, daje lepsze rezultaty w porównaniu ze współczynnikami kształtu. współczynniki cieszą się powszechną popularnością wśród konstruktorów systemów wizyjnych. niewątpliwą ich zaletą jest fakt, że mogą być wykorzystane do identyfikacji obiektów [4], co pozwala na ominięcie złożonych algorytmów rozpoznawania obrazów. opis wszystkich współczynników oraz metody ich wyznaczania i zastosowań przedstawiono w pracach [4], [23], [24]. omówione techniki przetwarzania obrazów oraz ich analizy są charakterystyczne dla dwuwymiarowych systemów wizyjnych. natomiast trójwymiarowe bezdotykowe metody optyczne operujące na danych wizyjnych mogą zostać podzielone na dwie kategorie systemów: aktywne oraz pasywne. pierwsze w celu pomiaru głębi wykorzystują dodatkowe urządzenia (np. lasery, projektory lcd) do generowania odpowiednio uformowanego światła (np. w postaci regularnej kraty), drugie zaś dokonują pomiaru głębi na podstawie dostarczonych sekwencji obrazów z jednej lub więcej kamer. techniki pasywne do realizacji pomiaru kształtu przedmiotu wymagają jedynie światła już istniejącego w badanej scenie. zaletą metod aktywnych jest ich bardzo duża dokładność, wadą zaś bardzo duży koszt. oprócz tego metody te są zupełnie nieczułe na zróżnicowania tekstury w scenie. wiele systemów stanowi kombinację pasywnych urządzeń obrazujących (jedna lub więcej kamer) oraz aktywnych urządzeń (lasery/projektory lcd) skalibrowanych wzajemnie. wybrane przykłady zastosowań systemów wizyjnych w robotyce połączenie technik wizyjnych z robotem to zaopatrzenie go w złożony mechanizm sensora umożliwiającego inteligentną odpowiedź maszyny na zdarzenia występujące w otaczającym go środowisku. wykorzystanie systemów wizyjnych oraz innych sensorów wywołane jest przez ciągłą potrzebę zwiększenia elastyczności oraz zakresu aplikacji robotyki. chociaż czujniki odległości, dotykowe, siły odgrywają znaczącą rolę w udoskonalaniu osiągów robotów przemysłowych, to jednak techniki wizyjne uznawane są ciągle za jego najbardziej wydajne i wyróżniające się największym potencjałem sensory. widzenie robotów to proces wydobycia, identyfikacji i interpretacji informacji pozyskanych z obrazów trójwymiarowej sceny. dwuoraz trójwymiarowy system wizyjny robota należy do standardowych bezdotykowych systemów pomiarowych do lokalizacji obiektów i ich identyfikacji. dostarcza rzeczywistych informacji o położeniu i orientacji oraz zmianach położenia dowolnych części. podstawową korzyścią systemów wizyjnych robotów jest ich zdolność „inteligentnej” lokalizacji i rozpoznawania części w przestrzeni trójwymiarowej za pomocą jednej lub większej liczby kamer. kamery mogą być stacjonarne, np. zamontowane na stałe nad stanowiskiem roboczym, lub mobilne, jako ruchome systemy śledzące lub umieszczone na ramieniu robota. w związku z tym kluczowym elementem staje się kalibracja systemu wizyjnego z robotem. dlatego wyróżnia się dwa rodzaje systemów wizyjnych: dedykowanych dla danego typu robota oraz ogólnego przeznaczenia. w przypadku tych ostatnich inteligentna kamera wyznacza położenie części, a następnie podaje instrukcje do ramienia robota, który pobiera zlokalizowany obiekt. natomiast w systemach dedykowanych sterownik robota dokonuje kalibracji systemu wizyjnego oraz robota w jednym wspólnym układzie współrzędnych. co oznacza, że lokalizacja części jest określona również w tej samej przestrzeni co programowanie robota. jest to najlepszy sposób kalibracji systemu wizyjnego i robota. najczęstsze obszary zastosowań systemów wizyjnych w działach związanych z przemysłem dotyczą: 69% inspekcja, weryfikacja produktów; 68% produkcja (procesy dyskretne); 62% produkcja (procesy ciągłe); 61% pomiary geometryczne; 57% systemy pakujące; 52% rozpoznawanie znaków; 49% zliczanie produktów; 40% robotyka; 38% kontrola ruchu; 33% diagnostyka, testowanie, utrzymanie ruchu; 22% sprzęt drukujący, procesy sieciowe web; 20% sterowanie maszyn, sprzęt cnc; 20% kontrola, dozór i akwizycja danych; 12% ciągłe przetwarzanie produktów; 12% sprzęt do przenoszenia produktów lub elementów (windy, dźwigi, wyciągarki); 3% inne (źródło: badania control engineering oraz reed corporate research i ankieta apa). z przedstawionego zestawienia wynika, że systemy wizyjne w przemyśle najczęściej znajdują zastosowanie w weryfikacji i kontroli jakości wykonania produktów. jak też przy pomiarach cech obiektów: określaniu wymiarów, położenia i orientacji, uporządkowania części, dozorze itp., zliczaniu produktów i rozpoznawaniu znaków. znaczne zastosowanie znajdują w paletyzacji i pakowaniu, w robotyce oraz syste36 przegląd spawalnictwa 1/2009 mach sterowania i kontroli ruchu. użycie systemów wizyjnych umożliwia wykrycie wad produktów już w początkowym etapie ich wytwarzania, a identyfikacja przyczyn pozwala na bieżąco eliminować wyroby wadliwe. prowadzi to do ograniczenia strat i zwrotu nakładów poniesionych na wdrożenie systemu. w tradycyjnej dziedzinie przemysłu zrobotyzowanego dominują aplikacje z tzw. grup trzy d (ang.: dull, dirty, dangerous: nudny, brudny, niebezpieczny) oraz 3 h (ang.: hot, heavy, hazardous; gorący, ciężki, ryzykowny) wpływające na wzrost wydajności i jakości, a redukujące koszty przy jednoczesnym zapewnieniu wzrostu ergonomii i bezpieczeństwa pracowników. z dostępnych dla robotyki czujników, systemy wizyjne oferują największy zasób informacji w celu automatyzacji wyżej wymienionych procesów. aplikacje, w których systemy wizyjne i roboty mogą pomyślnie współpracować, obejmują: przenoszenie materiałów, spawanie, operacje obróbki skrawaniem, czynności lakiernicze, automatyczny montaż części, kontrolę jakości i identyfikację części. systemy wizyjne w robotyce są stosowane począwszy od przemysłu motoryzacyjnego, lotniczego, hutniczego, aż po przemysł spożywczy, chemiczny, farmaceutyczny czy włókienniczy. w zależności od wymagań aplikacji w robotyce typowe użycie systemów wizyjnych [4, 5, 17, 21] ma na celu lokalizację analizowanych obiektów w przestrzeni dwulub trójwymiarowej. wyposażony w „inteligencję” robot podejmuje obiekt i przenosi go na inne stanowiska robocze maszyn lub urządzeń. obiekty mogą być umieszczane w przestrzeni roboczej losowo lub dokładnie pozycjonowane, umieszczane na stosach, w rurach, otworach, skrzyniach, na paletach, przenośnikach itp. zrobotyzowane stanowiska wyposażone w systemy wizyjne wykorzystują informacje o dwulub trójwymiarowej lokalizacji obiektów do dalszego przetwarzania. typowe zastosowania dwulub trójwymiarowych systemów wizyjnych robotów to: załadunek/rozładunek pras, maszyn przetwórczych, stojaków, skrzyń, palet, kontenerów; montaż szyb, dachów, nadwozi, kokpitów; tankowanie pojazdów stacjonarnych oraz w ruchu; montaż kół pojazdów stacjonarnych oraz w ruchu; sortowanie elementów losowo rozłożonych na podajniku taśmowym; pomiary cech obiektów dwui trójwymiarowych oraz ich identyfikacja i klasyfikacja; rozpoznawanie wzorców; kontrola ułożenia elementów na płytce drukowanej (przed procesem lutowania) oraz kontrola gotowego zespołu; trójwymiarowa rekonstrukcja analizowanych obiektów; monitorowanie kolizji; sterowanie robotów frezujących, szlifujących, malujących, spawających, tnących laserowo itp.; sterowanie systemami nadruku i etykietowania; pozycjonowanie w systemach transportowych; sterowanie urządzeniami pakującymi; sterowanie w aplikacjach spawania, klejenia, uszczelniania; sterowanie robotami nitującymi; sterowanie dźwigami transportowymi; sterowanie procesami kucia, tłoczenia; nawigacja i sterowanie maszynami i robotami rolniczymi itp. złożone zadania towarzyszące robotom mobilnym mogą być osiągnięte z dużym stopniem autonomii, niezawodności wykonywanych operacji oraz interakcji z operatorem przy pomocy systemów wizyjnych. umożliwiają one dynamiczną eksplorację środowiska, nawigację, budowanie mapy oraz wizyjne sterowanie różnymi układami śledzącymi. donajbardziej popularnych aplikacji w zrobotyzowanym przemyśle krajowym spośród wymienionych należą paletyzacja, czynności manipulacyjne oraz spawanie. jedną z najwcześniejszych specyficznych aplikacji trójwymiarowych systemów wizyjnych było spawanie. do określenia zakresu danych w osi z (głębi) wykorzystano światło strukturalne. w przypadku spawania zastosowanie systemów wizyjnych podyktowane było wymaganiami bezpieczeństwa przemysłu lotniczego. obecnie systemy wizyjne dedykowane spawaniu są podstawą do pełnej automatyzacji stanowisk spawalniczych poprzez ich integrację ze zrobotyzowanymi oraz w pełni elastycznymi systemami automatyki. takie systemy nie wymagają ciągłego nadzoru oraz regulacji systemów sterowania, ponieważ dostosowane są do wysokich wymagań jakości oraz wydajności produkcji. spawalnicze systemy wizyjne ogólnie bazują na gromadzeniu danych pozyskanych ze światła strukturalnego lub z lasera (czujnika odległości). w aktywnych metodach z użyciem oświetlenia strukturalnego do rzutowania pod znanym kątem odpowiednio uformowanego światła np. w postaci pojedynczej lub wielu linii, kraty lub okręgów stosuje się diody laserowe. zasada triangulacji umożliwia określenie odległości wzdłuż osi z. w przypadku laserowych czujników odległości, wiązka lasera przemiatając w czasie kolejne warstwy ściegów spoiny określa ich lokalizację w przestrzeni trójwymiarowej względem głowicy lasera. w obu przypadkach systemy eliminują wszystkie długości fal skojarzone z procesem spawania za pomocą odpowiednio nastawianych filtrów. po filtracji optycznej do analizy dostarczane jest światło o długości fali odpowiadającej użytemu laserowi. również zastosowany obiektyw kamery o odpowiednio dobranej ogniskowej oraz polu widzenia zawęża analizę do typu oraz rozmiaru spoiny. kooperacja systemów wizyjnych z robotami spawalniczymi zapewnia kompensację błędów pozycjonowania robota podczas wykonywania czynności manipulacyjnych, mocowania części, narzędzi oraz przedmiotów obrabianych. spawalnicze systemy wizyjne potrafią lokalizować spoinę, eliminując niepewności pozycjonowania punktu startowego z dokładnością nawet poniżej 25 mikronów. umożliwiają monitorowanie wybranych punktów wzdłuż szwu spoiny, jej szerokości oraz głębokości w celu sterowania parametrami spawania. systemy wizyjne śledzące proces spawania w czasie rzeczywistym dostarczają informacji o położeniu kolejnych warstw spoiny. w tym celu synchronicznie przemieszczają kamerę z palnikiem spawalniczym wzdłuż złącza spawanego. umożliwia to nie tylko śledzenie złącza, ale również zapewnia, że złącze jest właściwie wypełnione żądaną ilością przejść palnika. poprzez monitorowanie szerokości oraz głębokości spoiny systemy te w czasie rzeczywistym dostarczają sygnały sprzężenia zwrotnego w celu kompensacji zmiennych parametrów spawania, czy odchyłek wymiarowych wynikłych z termicznych dystorsji towarzyszących procesowi spawania. prędkość spawania oraz predykcja odległości w trakcie śledzenia wykorzystywane są do wyznaczania pionowych oraz poziomych odchyłek w celu utrzymania palnika wzdłuż ściegu. niektóre z tych systemów pozwalają również na monitorowanie profilu ściegu spoiny oraz na wykrywanie defektów. ogólnie prędkość spawania z wykorzystaniem tych systemów waha się w zakresie 3÷4 m/min, ale niektóre z nich umożliwiają uzyskanie prędkości spawania nawet do 25 m/min. typowe dokładności pozycjonowania wynoszą 0,1 mm. wiele komercyjnych spawalniczych systemów wizyjnych dedykowanych jest dostępnym robotom abb, adept, comau, fanuc, kuka, motoman, nachi itp. z uwagi na różnorodność spawalniczych systemów wizyjnych ich stosowanie dopasowane jest do specyficznych aplikacji. np. niektóre są dopasowane do spawania materiałów cienkich, inne grubych, niektóre do spawania rur grubościennych, a inne do przewodów rurowych. niektóre lepsze są dla pewnych technologii spawania, typu: mig, tig, saw, plazma, laser itp. rodzaj technik przetwarzania i analizy obrazów ekstrakcji cech realizowanych przez system wizyjny może zależeć od typu i cechy złącza (jak krawędź arkusza blachy, szczelina, niedopasowanie, położenie pionowe lub poziome, orientacja itp.). stąd przed wyborem systemu wizyjnego zasadniczą rzeczą jest zrozumienie wymagań aplikacji. systemy do kontroli jakości złącza spawanego w trakcie jego tworzenia dokonują 37przegląd spawalnictwa 1/2009 weryfikacji geometrycznego profilu ściegu oraz identyfikują pewne wady na podstawie kryteriów: niedopasowania/przestawienia szczeliny, szerokości ściegu, szerokości rowka, wypukłości/wklęsłości, nachylenia spoiny, podtopienia, przegrzania, wklęśnięcie grani, wycieków itp. dla przykładu podano niektóre prace badawcze poświęcone automatyzacji procesu spawania z użyciem systemów wizyjnych. w pracy [25] zaprezentowano inspekcyjny system wizyjny do automatycznego procesu spawania z wykorzystaniem lasera. artykuł przedstawia metodę weryfikacji szerokości ściegu oraz błędu spawania powierzchni w procesie automatycznego spawania opartą na technice aktywnej triangulacji. do eliminacji szumów z obrazu użyto filtru medianowego oraz binaryzacji dwuprogowej. aplikacja systemu wizyjnego w sterowaniu dynamiką zmian kształtu jeziorka spawalniczego omówiona została w pracach [26], [27], zaś w [28] sformułowano model sterowania z wizyjnym sprzężeniem w przód robotem z głowicą spawalniczą poprzez pozyskanie obrazu jeziorka spawalniczego w celu detekcji odstępu rowka między częściami spawanymi. wykorzystanie sygnału wizyjnego w pętli sprzężenia zwrotnego do pomiaru szerokości jeziorka spawalniczego w czasie rzeczywistym z zastosowaniem korelacji obrazów zademonstrowano w pracy [29]. w efekcie osiągnięto poprawę jednorodności i powtarzalności spoiny. wprowadzenie metod umożliwiających poprawę zdolności adaptacyjnych oraz zwiększenie odporności układów sterowania wizyjnego procesem spawania łukowego za pomocą robota yaskawa up6 omówiono w pracy [30]. autorzy skupili się na dwóch zagadnieniach: algorytmach przetwarzania obrazów oraz metodach sterowania wizyjnego. w celu usunięcia zakłóceń spowodowanych rozbryzgiwaniem łuku, silnych odbić, szumów z obrazów spoiny, z udziałem światła strukturalnego zaproponowano techniki wyznaczania tła oraz adaptacyjną binaryzację wielokryterialną. do ekstrakcji cech szwu spoiny zastosowano transformację hotelinga, filtrację z udziałem logiki rozmytej, a do detekcji linii transformację houhga. do układu sterowania robotem spawającym wprowadzono hybrydowy układ sterowania z wizyjnym sprężeniem zwrotnym. zaproponowane algorytmy przetwarzania obrazów umożliwiły ekstrakcję szwu spoiny, natomiast hybrydowy układ sterowania wizyjnego zapewnił, w czasie rzeczywistym, śledzenie procesu spawania nawet w przypadku pewnych błędów kalibracji kamery i lasera. w artykule [31] zaprezentowano wykorzystanie technik wizyjnych do poprawy jakości obrazu, usunięcia szumów i zakłóceń oraz śledzenia ściegu spoiny z użyciem filtrów dolno oraz górnoprzepustowych, filtru medianowego, gradientowych detektorów krawędzi, omówiono rolę segmentacji obrazów oraz algorytmów logiki rozmytej w rozpoznawaniu szwu spoiny. inne prace odnoszące się do technik rozpoznawania oraz śledzenia ściegu i łączenia spoin lub rozpoznawania spoiny z zastosowaniem technik wizyjnych współpracujących m.in. ze zrobotyzowanymi stanowiskami przedstawiono w pracach [31÷34]. w pracy [35] opisano opracowany zrobotyzowany system do rozpoznawania i śledzenia spoin z wykorzystaniem algorytmów analizy obrazów. główny element systemu stanowił aktywny układ wizyjny, składający się z dwóch kamer oraz oświetlacza laserowego. system za pomocą algorytmu identyfikacji śledził dowolne, trójwymiarowe spoiny w przestrzeni, z wysoką precyzją, zachowując stałą prędkość, odległość oraz orientację względem powierzchni spoiny. teorię psychologii poznawczej do automatyzacji procesu spawania z możliwością użycia technik wizyjnych wspomagających rozpoznawanie prezentują prace [36, 37]. natomiast do ręcznego treningu spawania, wizualizacji i analizy zachowania spawacza oraz monitorowania jakości spoiny w pracach [38, 39] proponowane jest użycie wielu systemów wizyjnych wyposażonych w dodatkowe sensory. podsumowanie wykorzystanie systemów wizyjnych oraz innych sensorów wynika z ciągłej potrzeby zwiększenia elastyczności oraz zakresu aplikacji robotyki. istotnym argumentem stosowania systemów wizyjnych robotów są rosnące wymagania odbiorców, szczególnie dotyczące jakości i powtarzalności produkcji. systemy wizyjne zintegrowane z robotami doskonale uzupełniają proces technologiczny i rozszerzają jego możliwości. spawalnicze systemy wizyjne są technologią sprawdzoną w trudnym środowisku. korzyści płynące z ich zastosowania mogą być następujące: zwiększa się jakość i spójność spoiny oraz wydajność, zmniejszają się koszty produkcji oraz niekorzystny wpływ na środowisko, redukuje się ilość wyrobów wybrakowanych i przeróbczych. innym aspektem jest konieczność walki z niedoborem wykwalifikowanych spawaczy prowadzonej przez niektóre spółki. systemy eliminują typowe błędy interpretacji i niekonsekwencji obsługi. maleje ryzyko przyjęcia spoiny o niskiej jakości lub konieczności wykonywania poprawek, co prowadzi do spadku kosztów produkcji. zrobotyzowane systemy śledzące i nadzorujące proces spawania redukują ilość zbyt grubych spoin, generują mniej odpadów materiałów spawalniczych. zmniejsza to koszty pracy związane np. z późniejszym procesem szlifowania spoiny. innym profitem wynikającym z zastosowania systemów wizyjnych jest zarówno obserwacja trendów, jak i wdrażanie programów poprawy analizowanego procesu. zaletą jest również opcja monitoringu i automatycznej archiwizacji obrazów procesu spawania wraz z odpowiadającym mu zestawem parametrów. niewątpliwą korzyścią z połączenia technik wizyjnych z robotami jest zwiększenie wydajności produkcji i jakości wyrobów, a tym samym uzyskanie większych profitów finansowych. w przypadku robotów spawalniczych wzrost ten jest do pięciu razy większy w porównaniu z metodami półautomatycznymi lub ręcznymi. czas zwrotu inwestycji w zrobotyzowany system może nastąpić nawet w przeciągu jednego lub dwóch lat po wdrożeniu (dotacje unii europejskiej z funduszy na wsparcie inwestycji dla małych i średnich przedsiębiorstw). obecne architektury systemów wizyjnych dzięki nowoczesnym generacjom urządzeń wchodzących w ich skład charakteryzują się dużym stopniem integracji oraz dużymi mocami obliczeniowymi. ma to decydujący wpływ na ich elastyczność oraz jakość działania. cechuje je łatwość użycia, obsługi oraz szybkość działania, możliwości samouczenia się oraz niezawodność oprogramowania. w połączeniu z szybkimi interfejsami ze sterownikiem robota umożliwiają wykonywanie bardzo zaawansowanych zadań i pozwalają na rozszerzenie możliwości produkcyjnych. odpowiadają na nowoczesne wyzwania zrobotyzowanych systemów przemysłowych. kompaktowe kamery i oświetlenie zintegrowane z robotem lub jego narzędziem roboczym wyróżniają się odpornością na drgania i duże przyspieszenia. wykorzystywane w robotyce narzędzia i uchwyty mocujące są przystosowane do bardzo szybkiej wymiany. wiele zakładów stosuje wielostanowiskowe stoły 38 przegląd spawalnictwa 1/2009 obrotowe, na których mogą być mocowane różnorodne elementy. komponenty mocujące narzędzie w kiści są zaprojektowane tak, aby pozwalały na szybką ich zamianę przez operatora lub robota. systemy wizyjne stosowane w prawie wszystkich sektorach przemysłu stają się głównym czynniliteratura [1] woźnicki j.: podstawowe techniki przetwarzania obrazu, wkł, warszawa, 1996. [2] pavlidis t.: grafika i przetwarzanie obrazów, wnt, warszawa, 1987. [3] horn b.k.p.: robot vision, the mit press, cambridge, london, 1986. [4] tadeusiewicz r.; systemy wizyjne robotów przemysłowych, wnt, warszawa, 1992. [5] kohut p.: zastosowanie analizy obrazu do pomiaru przemieszczeń, diagnostyka procesów przemysłowych, vi krajowa konferencja naukowo-techniczna: pomorskie wydawnictwo naukowo-techniczne, władysławowo, 15–17 września 2003. [6] kohut p.: prototypowanie układów sterowania wizyjnego z wykorzystaniem procesorów sygnałowych, rozprawa doktorska, agh, kraków, 2002. [7] wiatr k.: akceleracja obliczeń w systemach wizyjnych, warszawa, wydawnictwa naukowo-techniczne, 2003. [8] tadeusiewicz r., korohoda p.: komputerowa analiza i przetwarzanie obrazów, fpt, kraków, 1997. [9] castleman k.: digital image processing, prentice hall, upper saddle river, 1996. [10] wiatr k.: architektura potokowa specjalizowanych procesorów sprzętowych do wstępnego przetwarzania obrazów w systemach wizyjnych czasu rzeczywistego, wydawnictwa agh, kraków, 1998. [11] ali sayed amuni: image binaryzation and contour analysis and recognition, ph.d. thesis, agh, kraków, 1999. [12] nieniewski m.: morfologia matematyczna w przetwarzaniu obrazów, pwn, warszawa, 2000. [13] weeks a.r.: fundamentals of electronic image processing, ieee, inc., new york, 1996. [14] wojnar l., majorek m.: komputerowa analiza obrazu, fotobit, kraków, 1994. [15] klette r., zamperoni p.: handbook of image processing operators, john wiley&sons ltd., new york, 1996. [16] jain r., kasturi r., schunck b.: machine vision, mcgraw-hill, new york, 1995. [17] shapiro l., stockman., textbook g.: computer vision, stockman, prentice-hall, 2001. [18] jahne b.: digital image processing: concepts, alghorithms, and scientific application, springer-verlag, berlin, 1995. [19] corke p. i.: visual control of robots: high-performance visual servoing, rsp, new york, 1996. [20] tadeusiewicz r., flasiński, m.: rozpoznawanie obrazów, pwn, 1991. [21] kohut p., uhl t.: the rapid prototyping of the visual servoing on matlab/simulink/dspace environment, proc. of the 7th ieee international conference on methods and models in automation and robotics, międzyzdroje, 28-31 august 2001. [22] kwolek b.: metody i narzędzia inżynierii transputerowej i ich zastosowanie w sterowaniu ze sprzężeniem wizyjnym, rozprawa doktorska, agh, kraków, 1998. [23] mikrut z., tadeusiewicz r.: automatyczna wizualna identyfikacja obiektów na zrobotyzowanym stanowisku pracy, elektrotechnika, z. 3-4, 1990. [24] śluzek a.: zastosowanie metod momentowych do identyfikacji obiektów w cyfrowych systemach wizyjnych, praca habilitacyjna, warszawa, 1990. [25] zhang l., zhao m., zhao l.: vision-based profile generation method of twb for a new automatic laser welding line, prokiem ekonomicznym automatyzacji przemysłu. ilość możliwości aplikacji z ich użyciem rośnie wykładniczo. świadczy o tym wielkość ich sprzedaży, która wzrosła w ostatnich latach o ponad 30%, a koszty wdrożenia systemu spadły nawet o 25% w ciągu ostatnich kilkunastu lat. ceedings of the ieee international conference on automation and logistics, august 18-21, jinan, china, 2007. [26] chen s.b., zhang y., lin t., qiu t., and wu l.: welding robotic systems with visual sensing and real-time control of dynamic weld pool during pulsed gtaw, international journal of robotics and automation 2004, issue 1, doi: 10.2316/ journal.206.2004.1.206-2606. [27] shen h.y., ma h.b., lin t., chen s.b.: research on weld pool control of welding robot with computer vision industrial robot: an international journal, 2007, vol. 34, issue: 6. [28] yamane s., kubota t., yamamoto h., hirakawa m., kaneko y., oshima k.: control of back bead by visual robot in vgroove welding without backing plate, 57th annual assembly of the international institute of welding, commission xii iiw doc no: xii-1815-04, osaka,12-14 july 2004. [29] balfour c., smith j.s., bertaso d., melton g. and lucas w.: real-time vision based control of weld pool size, 57th annual assembly of the international institute of welding, commission xii, iiw doc no: xii-1833-04, osaka,12 -14 july, 2004. [30] de xu, linkun wang, and min tan: image processing and visual control method for arc welding robot, proceedings of the 2004 ieee international conference on robotics and biomimetics, august 22-26, 2004, shenyang, china. [31] kuo h.c., wu l.j.: an image tracking system for welded seams using fuzzy logic, journal of materials processing technology , publisher: elsevier, vol. 120, issues 1-3, 15 january 2002. [32] jeng j.y., mau t.f., and leu s.m.: computer integrated vision and neural network technologies for intelligent automatic laser butt joint welding, int. j. computer integrated manufacturing, 2000, vol. 13,(4):345-357. [33] theodore p., pachids j.n.: vision-based path generation method for a robot-based arc welding system, j. intell robot syst 2007, 48:307-331. [34] xiaogang liu, cunxi xie: arc-light based real-time seam tracking system in welding robot, 2007, ieee international conference on control and automation frb9-4, guangzhou, china, may 30 to june 1, 2007. [35] czajewski w.: automatyczne rozpoznawanie i śledzenie spawów przez robota przemysłowego z wykorzystaniem analizy obrazów, pomiary, automatyka, kontrola, 2002. [36] jastrzębski r., padula h., cenin m., zieliński j., jaworski m., karcz r., dexter m.: la aplicación del método polaco tks de la formación de soldadores para una ejecución precisa de la fusión y la cara de soldadura con electrodo básico en las posiciones pf y h-l045. soldadura y technologias de union, no september/ october 2004, vol. 89, espana. [37] jastrzębski r., padula h., jastrzębski a.: steering algorithms of the root pass and the face for pressure high strength carbon steels and stainless steel pipes using the flux cored welding wire. eurojoin 2006 conferencia ewf de 28-30 de junio de 2006 en santiago de compostela. [38] jastrzębski r, padula h., zielińska m., yalinkilicli b., cenin m, latała z., kościuszko t., dexter m., godniak m., kaczor m.: using space technic solution to design intelligent visual systems of industrial robots, 57th annual assembly of the international institute of welding, commission xii, xii-1831-04, osaka,12-14 july 2004. [39] sakuma m., tsuboi r., kubo k., asai s.: development of welder’s training support system with visual sensors, 57th annual assembly of the international institute of welding, commission xii, iiw doc. xii-1813-04, osaka,12-14 july 2004. ps 06 2017 01 szwed 20 przegląd  spawalnictwa vol. 89 6/2017 energia liniowa pojęcie energii liniowej spawania jest powszechnie stosowanym wskaźnikiem określającym ilość wprowadzanego do materiału ciepła na jednostkę długości spoiny. od ilości wprowadzonego ciepła zależą własności stopiwa i spoiny. duża ilość ciepła sprzyja powstawaniu struktur gruboziarnistych, dlatego też własności mechaniczne często pogarszają się jeśli proces spawania prowadzony jest przy zbyt wysokich wartościach energii liniowej. energia liniowa spawania jest zatem podstawowym parametrem doboru warunków spawania oraz wielkością będącą bazą dla innych wskaźników obliczanych i stosowanych w spawalnictwie. energii liniowej nie można zmierzyć bezpośrednio. jej oce ny dokonuje się na podstawie obliczeń opartych na pomiarach wartości napięcia i natężenia prądu oraz prędkości spawania [1÷4]. pn-en 1011-1 [5] w ogólnych wytycznych dotyczących spawania łukowego podaje wzór o następującej postaci: (1) gdzie: q – energia liniowa, k – sprawność cieplna, wpływ energii liniowej   na wybrane aspekty jakości połączeń spawanych   elektrodą nietopliwą z zastosowaniem prądu pulsującego effect of heat input on selected quality aspects of pulsed current gtaw joints mgr inż. małgorzata ostromęcka – politechnika warszawska. autor korespondencyjny/corresponding author: malgorzata@ostromecka.pl streszczenie istnieje wiele opracowań naukowych, które podkreślają wpływ energii liniowej spawania na mikrostrukturę i własności złącza. niemniej jednak znane są przypadki, gdy elementy spawane przy tej samej lub zbliżonych wartościach energii liniowej różnią się znacznie jakością. artykuł zawiera przegląd literatury poświęconej zagadnieniom związanym z energią liniową oraz z możliwościami optymalizacji parametrów procesu przy spawaniu metodą gtaw prądem pulsującym. słowa kluczowe: energia liniowa; spawanie elektrodą nietopliwą; prąd pulsujący abstract there are many papers and investigations concerning the major influence of heat input on microstructure and mechanical properties of welded joints. however, welded joints made with the same heat input don’t exhibit the same quality and properties in every case. the article presents the review of literature dealing with heat input issues and possibilities of optimization of pulsed current gtaw process parameters. keywords: heat input; gtaw; pulsed current małgorzata ostromęcka przeglad welding technology review u – napięcie łuku [v], i – natężenie prądu spawania [a], v – prędkość spawania [mm/s]. w przypadku spawania prądem pulsującym najczęściej stosuje się do obliczeń wartości średnie natężenia prądu obliczając je z zależności [25]: (2) gdzie: iśr – średnie natężenie prądu [a], ii,p – natężenie prądu impulsu i podstawy (odpowiednio) [a], ti,p – czas trwania impulsu i prądu podstawy (odpowiednio) [ms]. w podstawowym wzorze na energię liniową spawania pomija się niektóre czynniki wpływające pośrednio lub bezpośrednio na ilość dostarczonego w trakcie spawania ciepła [2,11]. biorąc pod uwagę możliwości sterowania procesem poprzez regulację kształtu przebiegu impulsu (rys. 1) klasyczne podejście do określania energii liniowej spawania może doprowadzić do jej niedoszacowania lub przeszacowania, a w konsekwencji – skutkować brakiem korelacji pomiędzy wartością energii liniowej a własnościami uzyskanego złącza [4,24]. q = k• u•i •10-3 [kj/mm]v iśr= ii•ti + ip•tp ti + tp 21przegląd  spawalnictwa vol. 89 6/2017 przez c. s. wu et al. [9] model ten przedstawiał m in. rozkład temperatury oraz zmiany głębokości i szerokości jeziorka spawalniczego w charakterystycznych punktach cyklu. wyniki badań wykazały zależność objętości jeziorka od natężenia prądu spawania. główną siłą napędową przepływu cieczy były różnice napięcia powierzchniowego, a prędkość przepływu zmieniała się okresowo wraz z pulsacją prądu. a. traidia [10] w swoim modelu porównywał m.in. warunki spawania prądem pulsującym i prądem o stałym natężeniu. stwierdził, że w zależności od zastosowania prądu pulsującego lub prądu o stałym natężeniu przy tej samej energii liniowej uzyskać można różne objętości jeziorka. zauważył również, że aby wytworzyć spoinę o takiej samej geometrii jak przy danych parametrach prądu pulsującego, należy zwiększyć prąd spawania, powodując znaczny wzrost energii liniowej. jednocześnie przy tej samej wartości prądu średniego spawania osiągamy różne rozmiary jeziorka spawalniczego, w zależności od różnicy pomiędzy wysokością natężenia prądu impulsu a prądem podstawowym. p. sejc i r. kubicek [12] analizowali wpływ energii liniowej na zawartość ferrytu delta w strukturze stali austenitycznej 304l. wyniki ich pomiarów wykazały wyraźnie, że ze wzrostem energii liniowej wzrasta zawartość ferrytu delta w strefie wpływu ciepła, jednocześnie spada jego zawartość w strukturze spoiny (rys. 3). najwyższą zawartość ferrytu delta w spoinie otrzymano podczas spawania metodą gtaw prądem pulsującym przy energii liniowej 0,77 kj/cm, a najniższą przy spawaniu prądem o stałym natężeniu przy energii liniowej 1,62 kj/cm. p. k. giridharan i n. murugan [13] optymalizowali parametry spawania stali 304l w celu otrzymania najkorzystniejszego kształtu spoiny. w swojej pracy brali pod uwagę: głębokość wtopienia, szerokość spoiny, powierzchnię ściegu, współczynnik kształtu. badania prowadzone były w warunkach zbliżonej wartości energii liniowej. zaobserwowano, że na geometrię spoiny największy wpływ ma prędkość spawania oraz natężenie prądu impulsu. arivarasu m. et al. [14] badali możliwości optymalizacji parametrów spawania stali 304l przy różnych częstotliwościach prądu pulsującego. zaobserwowali, że udział pomimo braku możliwości bezpośredniego sterowania procesem za pomocą samej energii liniowej prowadzi się wciąż nowe badania, w których ocenia się jej wpływ na mik rostrukturę i własności złączy spawanych. większość opracowań traktuje jednak energię liniową jako punkt wyjścia do optymalizacji parametrów procesu [13,14,16,25]. w nielicznych opracowaniach rozpatruje się konieczność równoległego uwzględnienia nie tylko ilości doprowadzonego do materiału ciepła, ale również sposobu jego doprowadzania i odprowadzania w zależności od czasu [22,23]. rys. 1. przebieg zmian natężenia prądu spawania gta prądem jednokierunkowym [16] fig. 1. current waveform for gta welding process [16] rys. 2.  zmiana temperatury w czasie przy spawaniu prądem pulsującym [7] fig.  2. fluctuation of temperature due to pulsating moving heat source [7] te m pe ra tu ra  n ie m ia no w an a  θ/ n  czas  t*/t* (t/t) i [ a ] czas [ms] 1 cykl tp ip ii ti wpływ  energii  liniowej  na  tworzenie  się  jeziorka i geometrię spoiny krystalizacja metalu spoiny przebiega w specyficznych warunkach, które różnią się znacznie od krzepnięcia wlewków. objętość jeziorka spawalniczego jest bardzo mała, a w jego wnętrzu zachodzi nieustanne mieszanie się ciekłego metalu. pole temperatur przemieszcza się, podążając za łukiem spawalniczym. na charakter krystalizacji spoiny wpływa ilość dostarczonego ciepła i prędkość spawania. w związku z tym przy spawaniu prądem o stałym natężeniu wraz ze wzrostem prędkości powinniśmy otrzymywać struktury drobniejsze, a ze wzrostem prądu spawania struktury bardziej gruboziarniste. przy spawaniu prądem pulsującym, prąd o natężeniu wysokim trwa krótko, po czym następuje znaczne ochłodzenie jeziorka spawalniczego podczas przepływu prądu o niskim natężeniu. spoina nie jest przegrzana, wzrasta prędkość krzepnięcia i powoduje to rozdrobnienie ziarna [6]. struktura drobnoziarnista z nieznaczną niejednorodnością chemiczną zazwyczaj zapewnia wysoką wytrzymałość i plastyczność złącza. w warunkach zmieniającej się mocy cieplnej łuku podczas spawania prądem pulsującym rozkład temperatury i kształt jeziorka spawalniczego również zmienia się w czasie (rys. 2). w celu wyjaśnienia tego zjawiska powstało kilka modeli, opisujących w sposób ilościowy wpływ prądu pulsującego na rozkład temperatur w jeziorku spawalniczym oraz geometrię spoiny [7÷10]. model numeryczny przepływu cieczy oraz wymiany ciepła w jeziorku spawalniczym podczas spawania prądem pulsującym elektrodą nietopliwą został opracowany 22 przegląd  spawalnictwa vol. 89 6/2017 czasu trwania impulsu do długości cyklu ma duży wpływ na geometrię spoiny w przypadku wysokich częstotliwości (150÷250 hz), natomiast w zakresie niskich częstotliwości (6÷8 hz) decydujące znaczenie ma wartość częstotliwości. stwierdzili również, że przy spawaniu prądem pulsującym o wysokiej częstotliwości pełny przetop uzyskujemy przy niższych wartościach energii liniowej. naprężenia szczątkowe powstające w wyniku spawania gtaw prądem pulsującym oraz prądem o stałym natężeniu na stalach 304 i 310 badane były przez k. h. tseng i c. p. chou [15]. zaobserwowali oni, że wzrost częstotliwości przy prądzie pulsującym powoduje zmniejszenie naprężeń szczątkowych przy spawaniu stali austenitycznych. większy odstęp pomiędzy impulsami prowadzi do zmniejszenia energii liniowej. przy spawaniu prądem pulsującym otrzymano znacznie niższe (niż dla prądu o stałym natężeniu) wartości naprężeń szczątkowych rozciągających w bliskiej odległości spoiny, natomiast w materiale rodzimym występowały niewielkie naprężenia ściskające (rys. 4). wpływ parametrów spawania  prądem pulsującym  na własności mechaniczne złącza m. yousefieh et al. [16] badali wpływ parametrów spawania prądem pulsującym gtaw na twardość i pracę łamania w złączach ze stali superduplex. analizowali zmiany natężenia prądu impulsu, prądu podstawowego, częstotliwości i udziału czasu trwania impulsu do czasu całego cyklu. optymalizacja parametrów otrzymana metodą taguchi i analiza wariancji anova wykazała, że na twardość w złączu największy wpływ miało natężenie prądu impulsu (71,81%) oraz udział czasu trwania impulsu do czasu całego cyklu (21,99%). na pracę łamania największy wpływ miała wartość natężenia prądu impulsu (78,18%), a następnie natężenie prądu podstawowego (17,81%). na podstawie przedstawionych wyników można było również zaobserwować liniowy wzrost zawartości austenitu w mikrostrukturze wraz ze wzrostem energii liniowej. ravindra kumar et al. [17] badali złącza wykonane metodą gtaw prądem pulsującym na blachach ze stali węglowej aisi 1008 przy różnych parametrach spawania. podczas zmiany prędkości spawania zmieniano średnie natężenie prądu w taki sposób, aby energia liniowa nie ulegała zmianie. zastosowanie prądu pulsującego prowadziło do podwyższenia twardości i wytrzymałości na rozciąganie złącza. obrazy mikrostruktury otrzymane przy pomocy tem przedstawiały w tym obszarze wzrost gęstości dyslokacji. strefa stopienia posiadała znacznie drobniejsze ziarno, a szerokość swc została zredukowana. zastosowanie wysokiej prędkości spawania i wysokiego natężenia prądu umożliwiło ok. 12-procentowy wzrost twardości i wytrzymałości na rozciąganie. n. karunakaran [18] porównywał wpływ spawania prądem pulsującym i prądem o stałym natężeniu na rozkład temperatur, wygląd spoiny, własności mechaniczne i mikrostrukturę złącza. badał twardość w spoinie oraz w odległości 5 i 15 mm od spoiny. w tych też odległościach umieścił termopary w celu pomiaru rozkładu temperatur. wyniki jego badań potwierdziły tezę, że zastosowanie prądu pulsującego umożliwia obniżenie energii liniowej procesu. próbki wykonane z zastosowaniem pulsacji wykazywały się niższym poziomem naprężeń szczątkowych, co jest szczególnie istotne przy spawaniu elementów wykonanych z blach cienkich. złącza te posiadały również wyższe wartości własności mechanicznych tzn.: wytrzymałości na rozciąganie i twardości. w mikrostrukturze zaobserwowano rozdrobnienie ziarna oraz fragmentację dendrytów spowodowaną pulsacją prądu. karunakaran stwierdził, że jest to główna przyczyna wzrostu własności mechanicznych złącza. podczas badań prowadzonych na złączach ze stali aisi 4135 [19] zaobserwowano, że na wartość wytrzymałości na rozciąganie największy wpływ ma prędkość spawania, natomiast na odkształcenie – wysokość natężenia prądu impulsu. inne badania [20] wykazały, że udział czasu trwania impulsu do długości cyklu ma największy wpływ na wartość wytrzymałości na rozciąganie – najwyższa wartość wytrzymałości została osiągnięta przy udziale 40% czasu trwania impulsu do długości cyklu (zakres badawczy wynosił 40÷80%). j. kangazian i m. shamanian [21] badali złącze powstałe w wyniku spawania gtaw prądem pulsującym stali austenitycznej z węglową. na podstawie analiz wyników stwierdzili, że największy wpływ na odporność korozyjną i mikrotwardość w złączu ma częstotliwość przy stosunkowo niewielkim znaczeniu natężenia prądu impulsu. rys. 3. zawartość ferrytu delta w spoinie i w strefie wpływu ciepła w zależności od energii liniowej [12] fig. 3. amount of delta ferrite in the structure of weld metal and heat affected zone in the dependence on the welding heat input [12] rys. 4.  rozkład naprężeń szczątkowych w spoinach wykonanych metodą gtaw w stali 304 prądem pulsującym(pcw) i prądem o stałym natężeniu (ccw) [15] fig. 4. distribution of the residual stresses in the weldment of 304 stainless steel for gta pulsed current welding (pcw) and gta constant current welding [15] energia liniowa [kj/cm] [% ] δ fe  w  s po in ie p ow ie rz ch ni a  δf e  w  s w c  [m m 2 ] m ax . n ap rę że ni a  sz cz ąt ko w e  [m p a] odległość od środka spoiny [mm] linia wtopienia dla pcw parametry spawania pcw tp = 0,1 sec v = 150 mm/min i = 120 a tb = 0,1 sec ib = 80 a ip = 160 a proces ccw proces pcw parametry spawania ccw v = 150 mm/min linia wtopienia dla ccw 23przegląd  spawalnictwa vol. 89 6/2017 a. a. ugla [22,23] badał wpływ parametrów procesu przy spawaniu prądem pulsującym i prądem o stałym natężeniu na geometrię, mikrostrukturę oraz własności mechaniczne złącza w stali 304l. proces analizowany był w zależności od prędkości spawania, prędkości podawania drutu, częstotliwości prądu pulsującego oraz prędkości chłodzenia. ustalił, że podczas spawania prądem o wysokiej częstotliwości w trakcie krzepnięcia dochodzi w spoinie do łamania ramion dendrytów, co z kolei sprzyja tworzeniu się struktury bardziej jednorodnej i poprawia własności mechaniczne złącza. wysokie wartości prędkości chłodzenia, uzyskiwane poprzez zastosowanie prądu pulsującego, zwiększenie prędkości posuwu palnika oraz włączenie dodatkowego obwodu chłodzącego (w tym przypadku chłodzenie ciągłe wodą) powodują utrudnienie przemiany ferrytu delta w austenit, co skutkuje zwiększeniem zawartości ferrytu szczątkowego w strukturze spoiny. wytrzymałość na rozciąganie rosła w przypadku zwiększenia prędkości chłodzenia zarówno dla niskiej i wysokiej wartości prądu pulsującego, jak i przy spawaniu prądem o stałym natężeniu. literatura [1] r. kensik: ocena energii liniowej w procesach mig/mag, przegląd spawalnictwa 9-10/2006. [2] k. kudła, k. wojsyk: normowana energia liniowa a ilość ciepła wprowadzanego podczas spawania, przegląd spawalnictwa 12/2010. [3] r. scot funderburk: a look at heat input, welding innovation vol. xvi, n0. 1. 1999. [4] zmiany w normach astm dotyczących obliczania energii liniowej, biuletyn informacji technicznej leb2/2010 lincoln electric. [5] pn-en 1011-1 spawanie – zalecenia dotyczące spawania metali – część 1: ogólne wytyczne dotyczące spawania łukowego. [6] e. tasak: metalurgia spawania, 2008, isbn 978-83-923191-1-5. [7] y. hirata: pulsed arc welding, welding international, 2003, 17 (2), pp. 98-115. [8] m. kureishi: a study on welding conditions for the pulsed tig welding by the theory of heat conduction, journal of the japan welding society, vol. 48, 1979, no. 12 p, pp. 1033-1040. [9] c. s. wu, w zheng and l. wu: modelling the transient behavior of pulsed current tungsten inert gas weldpools, modelling simul. mater. sci. eng. 7, 1999, pp. 15-23. [10] a. traidia: multiphysics modeling and numerical simulation of gta weld pools (ph. thesis 2011), hal archives ouvertes.fr. [11] l. verwaerde, r. katiyar: wpływ sterowania charakterystyką prądu na kształt spoiny i właściwości mechaniczne stopiwa, przegląd spawalnictwa 7-8/2009. [12] p. sejc, r. kubicek: influence of heat input on the content of delta ferrite in the structure of 304l stainless steel gta welded joints, scientific proceedings 2011, vol. 19, 2011, pp. 8-14. [13] p. k. giridharan, n. murugan: optimization of pulsed gta welding process parameters for the welding of aisi 304l stainless steel sheets, int. j. adv. manuf. technol, 2009, 40: 478-489. [14] m. arivarasu, k. devendranath ramkumar, n. arivazhagan: comparative studies of high and low frequency pulsing on the aspect ratio of weld bead in gas tungsten arc welded aisi 304l plates, procedia engineering 97, 2014, pp. 871-880. [15] k. h. tseng, c. p. chou: the effect of pulsed gta welding on the residual stress of a stainless steel weldment, journal of materials processing technology 123, 2002, pp. 346-353. możliwości optymalizacji parametrów procesu – podsumowanie  na jakość połączeń spawanych ma wpływ wiele czynników, które też wzajemnie na siebie oddziałowują. ilość dostarczonego do materiału ciepła charakteryzowana jako energia liniowa może być jedynie punktem wyjścia do wstępnej analizy procesu spawania. w literaturze obserwuje się w ostatnich latach wyraźną tendencję do wykorzystywania metod statystycznych w celu optymalizacji parametrów procesów produkcyjnych. eksperymenty planowane są często metodą taguchi, następnie wykonywana jest analiza wariancji anova. dzięki tym metodom można określić wpływ czynników sterowalnych na proces produkcyjny lub pożądaną jakość (wytrzymałość, twardość), a przede wszystkim zaplanować eksperyment w taki sposób, by po stosunkowo niedużej ilości prób umożliwić optymalizację i sterowanie procesem. na bazie metody taguchi nie można utworzyć modelu matematycznego procesu, a jedynie ustalić wartości parametrów, które zapewnią uzyskanie najlepszej jakości według zdefiniowanego kryterium. niemniej jednak wyliczone parametry optymalne i odpowiadająca im wartość wyjściowa wykazują bardzo dużą zgodność z danymi otrzymanymi w eksperymentach weryfikujących. metodyka planowania eksperymentu i optymalizacji parametrów procesu taguchi jest wykorzystywana w spawalnictwie coraz chętniej i z dużym powodzeniem. jako kryterium jakościowe przyjmuje się zazwyczaj własności mechaniczne złącza. jednakże w niektórych przypadkach (np.: dla stali duplex) bardzo przydatne byłoby opracowanie kryterium związanego z mikrostrukturą stali. [16] m. yousefieh, m. shamanian, and a saatchi: optimization of experimental conditions of the pulsed current gtaw parameters for mechanical properties of sdss uns s32760 welds based on the taguchi design method, jmepeg (2012) 21: 1978-1988. [17] ravindra kumar, ramkishor anant, p. k. ghosh, ankit kumar, and b. p. agrawal: influence of pc-gtaw parameters on microstructural and mechanical properties of thin aisi 1008 steel joints, jmepeg, 2016, 25: 3756-3765. [18] n. karunakaran: effect of pulsedcurrent on temperature distribution, weld bead profiles and characteristics of gta welded stainless steel joints, ijet vol. 2, no. 12, dec. 2012. [19] j. joseph and s. muthukumaran: optimization of pulsed current gtaw process parameters for sintered hot forged aisi 4135 p/m steel welds by simulated annealing and genetic algorithm, j. mech. sci. and tech., 30 (1), 2016, pp. 145-155. [20] m. yousefieh, m. shamanian, a. r. arghavan: analysis of design of experiments methodology for optimisation of pulsed current gtaw process parameters for ultimate tensile strenght of uns s32760 welds, metallogr. microstruct. anal., 2012, 1: 85-91. [21] j. kangazian, m. shamanian: multiresponse optimization of pulsed-current gas tungsten arc welding (pcgtaw) for aisi 304 stainless steel to st 52 steel dissimal welds, metallogr. microstruct. anal., 2016, 5: 241-250. [22] a. a. ugla: a comparative study of pulsed and non-pulsed current on aspect ratio of weld bead and microstructure characteristics of aisi 304l stainless steel, innovative systems design and engineering, vol. 7 no.4, 2016. [23] a. a. ugla: characterisation of metallurgical and mechanical properties of the welded aisi 304l using pulsed and non-pulsed current tig welding, international journal of chemical, molecular, nuclear, materials and metallurgical engineering ,vol: 10, no: 4, 2016. [24] p. cegielski, a. kolasa, m. kuczyński, r. rostkowska: wybrane aspekty pomiarów i monitorowania podczas spawania łukowego, przegląd spawalnictwa 12/2016. [25] m. yousefieh, m. shamanian, and a saatchi: optimization of the pulsed current gas tungsten arc welding (pcgtaw) parameters for corrosion resistance of super duplex stainless steel (uns s32760) welds using the taguchi method, journal of alloys and compounds 509, 2011, pp. 782-788. ps 4 2018 www.pdf 76 przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 spawanie stali ulepszanej cieplnie na przykładzie s690ql  welding of heat-treated steel on the example of s690ql dr inż. anna pocica – politechnika opolska, inż. maciej obara – famet s.a. autor korespondencyjny/corresponding author: a.pocica@po.opole.pl streszczenie w pracy przedstawiono technologię spawania stali ulepszanej cieplnie na przykładzie s690ql. część badawcza pracy prezentuje wszystkie istotne parametry i założenia niezbędne do wykonania złącza spawanego. dodatkowo zawarte zostały wyniki badań, które przeprowadzono na specjalnie przygotowanych próbkach. dla porównania zestawiono ze sobą dwa złącza czołowe o grubości 12 mm i 50 mm oraz złącze pachwinowe o grubości 40 mm. zakres badań obejmuje badania nieniszczące takie jak: wizualne, penetracyjne, ultradźwiękowe i radiograficzne oraz badania niszczące tj. próby rozciągania, zginania, udarności, ocenę makrostruktury oraz pomiar twardości złącza. słowa  kluczowe: złącze spawane; badania nieniszczące; własności mechaniczne abstract the paper presents the technology for welding of heat -treated steel on the example of s690ql steel. . part of the research work shows all relevant parameters and assumptions necessary for the implementation of the welded joint. in addition, part of the research included the results of studies that were conducted on specially prepared specimens. for comparison two butt welds with a thickness of 12 mm and 50 mm and a fillet weld thickness of 40 mm are presented. the sco pe of research includes the non-destructive testing such as visual test, penetration test, ultrasonic test, radiographic test and destructive tests, which include: tensile test, bending test, impact test, macro test and measurement of hardness. keywords: welding joint; non-destructive testing; mechanical properties wstęp stale ulepszone cieplnie są to stale drobnoziarniste niskostopowe, w których dzięki dobraniu odpowiedniego składu chemicznego, warunków walcowania oraz obróbki cieplnej można uzyskać granicę plastyczności w zakresie 450÷1000 mpa [1]. obecnie wprowadza się nową technologię wytwarzania stali ulepszanych cieplnie, która polega na bezpośrednim hartowaniu blachy po jej odwalcowaniu bez ponownego nagrzewania. dzięki tej technologii uzyskuje się granicę plastyczności stali większą o ok. 130 mpa, w porównaniu do konwencjonalnego ulepszania cieplnego przy tym samym składzie chemicznym stali. przy zastosowaniu tej metody można utworzyć stal ulepszoną cieplnie, która posiada o 0,05% mniejszy równoważnik węgla, a tym samym odznacza się lepszą spawalnością w porównaniu ze stalą wyprodukowaną według dotychczasowej techniki [2]. ze względu na to, że dla stali ulepszonych cieplnie wartości równoważnika węgla są wyższe niż dla stali walcowanych normalizująco lub normalizowanych, ulegają one w strefie wpływu ciepła większemu utwardzeniu, przez co należy przestrzegać zasad spawania, aby zapobiec powstaniu zimnych pęknięć. jeżeli równoważnik węgla dla stopiwa będzie większy od równoważnika węgla dla materiału anna pocica, maciej obara przeglad welding technology review rodzimego, temperaturę wstępnego podgrzania należy dobrać zgodnie ze składem chemicznym stopiwa [3]. obniżenie wytrzymałości strefy wpływu ciepła wynikające z nagrzania złącza do temperatury przekraczającej temperaturę odpuszczania stali, a także występowanie przy końcu swc obszaru o obniżonej twardości powoduje, że powinno się kontrolować maksymalną temperaturę międzyściegową oraz ilość wprowadzonego ciepła [4]. tym samym ogranicza się szerokość tego obszaru oraz stopień jego zmiękczenia. materiały dodatkowe do spawania stali ulepszonej cieplnie dobiera się w taki sposób, aby uzyskać stopiwo o granicy plastyczności dostosowanej do granicy plastyczności określonej stali. w przypadku stali o wyższej granicy plastyczności do spawania zaleca się stosowanie spoiw, których granica plastyczności stopiwa jest niższa od granicy plastyczności dla materiału rodzimego. jest to warunek istotny dla wykonywania ściegów graniowych, ponieważ występuje duża skłonność do pojawienia się zimnych pęknięć. do wykonania warstw wypełniających i licowych stosuje się drut, który daje stopiwo o nieco mniejszej wytrzymałości od materiału rodzimego. wskutek dużego stopnia wymieszania można uzyskać wyższe własności wytrzymałościowe dla całego złącza w porównaniu do materiału rodzimego. doi:.http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v90i4 .889 77przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 rys. 1. makrostruktura złącza o grubości 12 mm fig. 1. macrostructure of the joint with a thickness of 12 mm rys. 2. makrostruktura złącza o grubości 40 mm fig. 2. macrostructure of the joint with a thickness of 40 mm tablica i. skład chemiczny i własności badanej stali table i. chemical composition and machanical properties of tested steel tablica iii. własności mechaniczne złączy spawanych table iii. mechanical properties of welding joint tablica ii. parametry spawania table ii. welding parameters badania własne badaniom poddano złącza doczołowe i teowe ze stali s690ql (tabl. i). złącza wykonano metodą mag (135) w osłonie mieszanki gazowej 82% ar i 18% co2, drutem bohler x 70-ig en iso 16834-a: g mn3nicrmo, o średnicy 1,2 mm. temperatura podgrzewania wstępnego wynosiła min. 100 °c, temperatura międzyściegowa złączy doczołowych 200 °c, a teowych 250 °c. parametry spawania przedstawiono w tablicy ii. w przypadku złączy doczołowych wymiary blach wynosiły 12 x 300 x 350 mm oraz 50 x 300 x 350 mm natomiast w przypadku połączenia teowego 40 x 350 x 350 mm przy podstawie oraz 40 x 150 x 350 mm w pionie. skład chemiczny stali [%] c si mn p s cr ni mo 0,17 0,28 1,03 0,01 0,003 0,59 0,47 0,32 al n v nb ti b cu ceq 0,051 0,0089 0,04 0,004 0,004 0,0031 0,12 0,57 właściwości mechaniczne rm, mpa re, mpa a5, % udarność, j 921 855 15,6 139 rodzaj złącza prąd spawania [a] napięcie prądu [v] natężenie przepływu gazu [l/min] pozycja spawania rodzaj prądu doczołowe g = 12 mm 110÷245 19÷27 13÷15 pa dc+ doczołowe g = 50 mm 105÷215 15÷27 15÷17 pa dc+ teowe g = 40 mm 220÷240 26÷29 14÷16 pb dc+ zgodnie z pn-en iso 15614-1 [5] zakres badań złącza doczołowego obejmował badania nieniszczące: wizualne, penetracyjne oraz radiograficzne w przypadku blach o grubości 12 mm i ultradźwiękowe w przypadku blach o grubości 50 mm. badania obejmowały 100% długości złącza oraz swc od strony lica i grani. przeprowadzono również próby rozciągania, zginania, udarności, ocenę makrostruktury spoiny oraz twardości. dla złącza teowego wykonano badania wizualne, penetracyjne, obejmujące 100% długości złącza i swc od strony lica 1 i lica 2, a także ocenę makrostruktury oraz pomiary twardości. badania wizualne, przeprowadzone przy użyciu standardowego wyposażenia, wykazały, że wszystkie złącza spełniają klasę jakości b. badania penetracyjne przeprowadzono metodą penetracji barwnej preparatami firmy diffu-therm w temperaturze pokojowej. wszystkie złącza spełniały poziom jakości b, zgodnie z pn-en iso 23277 [6]. dla złącza o grubości 12 mm wykonano badania rentgenowskie, a dla złącza o grubości 50 mm badania ultradźwiękowe. badania rentgenowskie wykonano aparatem mxr200. napięcie przyspieszające wynosiło 160 kv, a czas ekspozycji 2,5 min. stwierdzono, że złącze spełnia poziom jakości b, zgodnie z pn-en iso 23277. badania ultradźwiękowe prowadzono metodą owr defektoskopem olympus epoch 650. stwierdzono brak wskazań przekraczających poziom rejestracji, a złącze spełniało poziom jakości b. próby rozciągania wykonano na zrywarce zd40 nr 282/53 o zakresie siłomierza 300 n, a udarności na młocie wpm nr 423/48. zginanie wykonano trzpieniem o średnicy 40 mm, przy rozstawie podpór 70 mm. próba udarności została przeprowadzona na próbkach z karbem charpy, w temperaturze -40 °c i przy minimalnej pracy łamania 30 j. wartości średnie badań mechanicznych przedstawiono w tablicy iii. makrostrukturę złączy określono stosując odczynnik adlera, przy powiększeniu 4x. zaobserwowane struktury przedstawiono na rysunkach 1÷3. rodzaj złącza rm  [mpa] miejsce  zerwania kat  zginania  180° praca  łamania  [j] doczołowe g = 12 mm 772 spoina brak wad 87 doczołowe g = 50 mm 798 spoina brak wad 91 78 przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 rys. 3. makrostruktura złącza o grubości 50 mm fig. 3. macrostructure of the joint with a thickness of 50 mm rys. 4. rozkład twardości w przekroju poprzecznym badanych złączy fig. 4. hardness distribution in the cross-section of tested joints na podstawie obserwacji stwierdzono, że budowa wewnętrzna spoiny i swc jest prawidłowa, bez widocznych niezgodności spawalniczych, a złącze spełnia poziom jakości b. badania twardości wykonano na twardościomierzu vickersa zwick. dla złączy o grubości 12 i 40 mm pomiary prowadzono w dwóch liniach pomiarowych, a dla złącza o grubości 50 mm, w trzech liniach. w każdym obszarze złącza wykonano po 3 pomiary. wyniki badań przedstawiono na rysunku 4. na podstawie wstępnej instrukcji spawania oraz uzyskanych wyników badań opracowano instrukcje wps dla wszystkich złączy. analiza wyników badań     przeprowadzone badania statyczne pozwoliły stwierdzić, że w przypadku próby rozciągania próbek wartości granicy wytrzymałości są podobne. granica wytrzymałości rm oscyluje między 770÷800 mpa, przy wartościach dopuszczalnych 770÷940 mpa. w próbie zginania nie wykryto żadnych nieprawidłowości. maksymalna udarność wynosiła 103 j, charakter przełomów był plastyczny lub mieszany. wszystkie wyniki mieszczą się w wytycznych normy. badanie twardości wykazało zbliżoną twardość wszystkich złączy. wyniki spełniają kryteria pn-en iso 9015-1. po zestawieniu ze sobą wszystkich wyników badań można zauważyć, że wszystkie próbki muszą zostać podgrzane do pewnej temperatury przed spawaniem. dla stali s690ql zaleca się stosować podgrzewanie przed spawaniem już od grubości równej 10 mm. następnym istotnym aspektem jest temperatura międzyściegowa, która w przypadku tej stali nie może przekroczyć 250 °c, w przeciwnym razie może dojść do znacznego osłabienia własności mechanicznych złącza. badania makroskopowe wskazują na to, że złącza spawane spełniają poziom jakości b wg pn-en iso 5817 [7]. oznacza to, że spoina została wykonana w sposób prawidłowy. literatura [1] tasak e.: spawalność stali, fotobit, kraków, 2002. [2] tasak e.: metalurgia spawania, wyd. jak, kraków, 2008. [3] brózda j.: stale konstrukcyjne i ich spawalność, instytut spawalnictwa, gliwice, 2008. [4] makles k., spawalność i wybrane właściwości złączy stali ulepszanych cieplnie. przegląd spawalnictwa nr 8, 2014, s.19-25 [5] pn-en iso 15614-1: specyfikacja i kwalifikowanie technologii spawania metali -badanie technologii spawania -część 1: spawanie łukowe i gazowe stali oraz spawanie łukowe niklu i stopów niklu podsumowanie  wyniki wszystkich przeprowadzonych badań były do siebie podobne, co jednoznacznie potwierdza fakt, że technologie spawania i parametry zostały dobrane prawidłowo. jednakże podczas spawania stali s690ol należy zwracać szczególną uwagę na to, aby nie wprowadzić do spoiny zbyt dużej ilości ciepła, ponieważ może to doprowadzić do drastycznego spadku własności mechanicznych połączenia spawanego, takich jak obniżenie granicy plastyczności re i granicy wytrzymałości rm. może również dojść do znacznego rozrostu ziarna i jego iglastej budowy, co jest niepożądane. [6] pn-en iso 23277:2015-05: badanie nieniszczące spoin -badanie penetracyjne spoin -poziomy akceptacji tytanu i ich stopów (z wyjątkiem spawanych wiązką) -poziomy jakości według niezgodności spawalniczych [7] pn-en iso 5817: spawanie -złącza spawane ze stali, niklu, tytanu i ich stopów (z wyjątkiem spawanych wiązką) -poziomy jakości według niezgodności spawalniczych miejsce pomiaru tw ar do ść  h v nr 8 2015 www.pdf 39przegląd spawalnictwa vol. 87  8/2015 wpływ zależności kształtowo-wymiarowych i ciśnienia roboczego na grubość ścianki zbiorników ciśnieniowych projektowanych według wudt/uc/2003 influence of geometrically-dimensional dependence and working pressure on pressure vessel wall thickness according to wudt/uc/2003 dr inż. tomasz piwowarczyk, inż. tomasz nabielec – politechnika wrocławska. autor korespondencyjny/corresponding author: tomasz.piwowarczyk@pwr.edu.pl streszczenie w pracy dokonano analizy zmian grubości materiałów stosowanych do wytwarzania zbiorników ciśnieniowych w zależności od ich kształtu i wymiarów oraz ciśnienia roboczego. obliczeń dokonano na podstawie formuły przygotowanej na bazie wytycznych wudt/uc/2003. zaprezentowano wpływ długości, średnicy, ciśnienia oraz zmiany wymiarów zbiornika na grubość ścianki. porównano różne rozwiązania konstrukcyjne dennic oraz określono wpływ geometrii dna wypukłego na grubość jego ścianki. podano wytyczne kontroli stateczności projektowanego zbiornika poziomego. słowa kluczowe: zbiorniki ciśnieniowe, projektowanie konstrukcji, konstrukcje spawane abstract in this paper analysis of changes in thickness of materials used in manufacture of pressure vessels based on their shape, size and applied pressure are made. calculations were made on the basis of prepared analytical formula according to guidelines wudt/uc/2003. influence of length, diameter, pressure and changes in dimensions of wall thickness of tank are presented. different heads designs are compered and influence of dished head geometry on wall thickness are determined. guidance of stability control of designed horizontal pressure vessel are provided. keywords: pressure vessels, design, welded structures wprowadzenie – warunki udt zgodnie z definicją dyrektyw unii europejskiej urządzenia ciśnieniowe to zbiorniki, rurociągi, osprzęt zabezpieczający oraz osprzęt ciśnieniowy, zawierające gaz lub ciecz, w których najwyższe ciśnienie dopuszczalne jest większe od 0,05 mpa (0,5 bara) [1÷3]. zbiorniki ciśnieniowe, najczęściej wykonywane jako konstrukcje spawane, niezależnie od rodzaju i przeznaczenia, objęte są nadzorem odpowiednich instytucji państwowych (w polsce urzędu dozoru technicznego) lub branżowych [4÷8]. udt opracował warunki. urzędu. dozoru. technicznego. dla. urządzeń. ciśnieniowych. (wudt-uc), które mogą być bezpośrednio wykorzystywane przy projektowaniu i wytwarzaniu urządzeń ciśnieniowych na podstawie ustawy o dozorze technicznym. mimo, iż są one nieobowiązkową specyfikacją techniczną (nie mają mocy przepisów prawnych), opartą na zasadzie dobrej praktyki inżynierskiej, mogą stanowić przydatne źródło informacji przy projektowaniu, wytwarzaniu, badaniach, eksploatacji, naprawach i modernizacji urządzeń ciśnieniowych. ich zastosowanie jest uznawane za spełnienie zasadniczych wymagań dyrektyw europejskich przez udt, działającego jako jednostka notyfikowana na podstawie ustawy o systemie oceny zgodności [4,5]. do urządzeń ciśnieniowych mają zastosowanie odpowiednio wymagania podane w części „wymagania ogólne” w rozdziałach: wudt-uc-wo-t „wymagania ogólne. wprowadzenie, określenia i ustalenia”, wudt-uc-wo-m „wymagania ogólne. materiały”, wudt-uc-wo-o „wymagania ogólne. obliczenia wytrzymałościowe”, wudt-uc-wo-w „wymagania ogólne. wytwarzanie” [4,5]. formuła obliczeniowa i założenia wstępne w celu efektywnego przeprowadzenia analizy wpływu cech geometrycznych oraz parametrów pracy zbiornika walcowego na grubość jego ścianki sporządzono dedykowaną formułę obliczeniową. równania i tabele użyte w formule obliczeniowej bazują na wytycznych wudt-uc-2003. tomasz piwowarczyk, tomasz nabielec 40 przegląd spawalnictwa vol. 87 8/2015 pozwala ona na podstawie danych wejściowych na przeprowadzenie obliczeń wytrzymałościowych walcowego płaszcza oraz różnych rozwiązań konstrukcyjnych dennic zbiornika. uwzględnia występowanie króćców i włazów rewizyjnych oraz umożliwia sprawdzenie stateczności zbiornika pracującego w pozycji poziomej. przygotowany arkusz kalkulacyjny uwzględnia także współczynnik osłabienia złączami spawanymi oraz współczynniki bezpieczeństwa dla różnych materiałów. formuła składa się z wprowadzenia i 14 aktywnych arkuszy kalkulacyjnych, z których użytkownik wybiera interesujące go moduły, obejmujące swoim zakresem wytyczne niezbędne do przeprowadzenia obliczeń projektowanego urządzenia ciśnieniowego. na rysunku 1 pokazano fragment przygotowanej formuły obliczeniowej. poszczególne jej komórki powiązane są zależnościami arytmetycznymi. rys. 1. fragment przygotowanej formuły obliczeniowej do projektowania urządzeń ciśnieniowych fig. 1. part of prepared analytical formula for pressure vessel design materiał wybrany do obliczeń to stal s355jr, często stosowana do wytwarzania urządzeń ciśnieniowych. należy podkreślić, że ewentualna zmiana gatunku stali związana ze zmianą właściwości mechanicznych (granicy plastyczności) ma wpływ na grubość ścianki zbiornika. temperatura obliczeniowa we wszystkich przypadkach wynosiła 20˚c. w celu eliminacji dodatkowych parametrów zmiennych zbiornik zaprojektowano bez otworów. mając na uwadze uproszczenie obliczeń w przeprowadzonych analizach przyjęto współczynnik osłabienia spoinami z=1. wpływ długości i średnicy zbiornika na obliczeniową grubość ścianki w zależności od tego czy grubość ścianki walcowego elementu ciśnieniowego oblicza się na podstawie wzoru bazującego na średnicy wewnętrznej zbiornika, czy średnicy zewnętrznej przyjmuje on postać: gdzie: po – ciśnienie obliczeniowe, mpa k – naprężenia dopuszczalne, mpa dw – średnica wewnętrzna walca, mm z – współczynnik wytrzymałościowy definiujący osłabienia otworami α – współczynnik zależny od średnicy zewnętrznej i zakładanej grubości ścianki już na początku analizy, podczas określania wartości współczynnika α, dochodzi do pewnego rodzaju niekonsekwencji, ponieważ do jego wyznaczenia potrzebna jest grubość ścianki go, która faktycznie jest przedmiotem obliczeń. w związku z tym na początku projektowania konstruktor musi założyć grubość ścianki, na podstawie której weryfikuje końcowy wynik. optymalizacja musi być prowadzona aż do momentu, kiedy uzyskane zostaną najbardziej zbliżone wartości obliczeniowej i założonej grubości ścianki. należy pamiętać o tym, aby grubość założona była większa od oszacowanej i nie była mniejsza niż 2 mm (wyjątek – zbiorniki o średnicy mniejszej niż 100 mm) [4]. w celu sprawdzenia wpływu wymiarów części walcowej zbiornika na grubość jego ścianki, wykonano obliczenia dla pięciu wybranych zbiorników poziomych o różnym stosunku średnicy do długości (o różnych objętościach). przyjęte objętości zostały podane w tablicy i, w której określono również różne długości zbiorników, mieszczące się w zakresie od 500 do 8000 mm. średnica urządzenia była we wszystkich przypadkach wypadkową dwóch wcześniej podanych parametrów. ciśnienie obliczeniowe miało zawsze tę samą wartość i wynosiło 1 mpa. tablica i. zależność obliczeniowej grubość ścianki zbiornika o pojemności 1÷30 m3 w funkcji założonej długości i średnicy table i. dependence of computed wall thickness of 1÷30 m3 capacity vessel as a function of predetermined length and diameter średnica mm długość mm grubość ścianki mm pojemność ~1 m3 1600 500 4 1150 1000 3 900 1500 2 800 2000 2 700 2500 2 650 3000 2 pojemność ~5 m3 2530 1000 6 1780 2000 4 1450 3000 3 1260 4000 3 1150 5000 3 1050 6000 3 pojemność ~10 m3 3570 1000 8 2530 2000 6 2060 3000 5 1800 4000 4 1600 5000 4 1460 6000 3 średnica mm długość mm grubość ścianki mm pojemność ~10 m3 1350 7000 3 1250 8000 3 pojemność ~15 m3 4390 1000 9 3090 2000 7 2520 3000 6 2200 4000 5 1950 5000 4 1800 6000 4 1650 7000 4 1550 8000 4 pojemność ~30 m3 6180 1000 13 4370 2000 9 3570 3000 8 3100 4000 7 2770 5000 6 2550 6000 6 2350 7000 5 2200 8000 5 41przegląd spawalnictwa vol. 87  8/2015 obliczeniowa grubość ścianki dla danej objętości zbiornika każdorazowo maleje wraz ze wzrostem jego długości (rys. 2a). szczególnie jest to zauważalne dla dużych pojemności, gdzie niewielka redukcja długości zbiornika skutkuje znacznym zwiększeniem wymaganej grubości ścianki. jest to oczywiście ściśle związane ze zmianą wymiaru średnicy zbiornika. bazując na wykresie przedstawionym na rysunku 2b, można stwierdzić, że wpływ średnicy na grubość ścianki jest liniowy dla przyjętych objętości zbiornika. grubość ścianki zbiorników o tej samej lub bardzo zbliżonej średnicy, lecz przy innych wartościach objętości i długości jest taka sama, co świadczy o tym, że średnica wewnętrzna jest jednym z podstawowych parametrów wpływających na projektowaną grubość zbiornika. b) a) rys. 2. zależność obliczeniowej grubości ścianki od długości zbiornika (a) i jego średnicy (b) dla wybranych pojemności w zakresie 1÷30 m3 fig. 2. dependence of computed wall thickness on a tank length (a) and its diameter (b) for selected volume values in the range of 1÷30 m3 na podstawie analizy tablicy i można zaryzykować tezę, że wymiar długości zbiornika w niewielkim stopniu rzutuje na obliczeniową grubość ścianki. w celu oceny rzeczywistego wpływu długości zbiornika na ewentualną zmianę grubości ścianki przeprowadzono dodatkowe obliczenia dla trzech wymiarów średnic 1000, 2000 i 3000 mm, natomiast znacząco innych długości projektowanej konstrukcji (równowartość 1x, 2x, i 3x średnicy – tabl. ii). bezsprzecznie wyniki analizy potwierdziły konieczność korekty projektowanej grubości ścianki zbiornika w funkcji zmiany jego wymiarów, ale rzeczywistym parametrem mającym realny wpływ na konieczność zmiany jej wartości jest średnica. oznacza to, że grubość ścianki części walcowej zbiorników ciśnieniowych nie zależy od ich długości. potwierdza to zestawienie tablic i i ii, gdzie w przypadku zbliżonych średnic i różnych długości grubość ścianki płaszcza nie zmienia się. tablica ii. wpływ zmiany wymiarów zbiornika na grubość jego ścianki table ii. influence of changes in tank dimensions on its wall thickness średnica mm długość mm grubość ścianki mm 1000 1000 3 1000 2000 3 1000 3000 3 2000 2000 5 2000 4000 5 2000 6000 5 3000 3000 7 3000 6000 7 3000 9000 7 wpływ ciśnienia roboczego na obliczeniową grubość ścianki przyjmując za stałe długość oraz średnicę zbiornika obliczono jego wymaganą grubość ścianki w zależności od wartości ciśnienia pracy. do analizy wybrano objętości 1 i 10 m3. wymiary zbiorników i wartości ciśnień (w zakresie 0,5÷20 mpa) zostały zestawione w tablicach iii i iv. w poprzednich tablicach (i, ii) wyniki zaokrąglano w górę do grubości handlowych. w tym wypadku, chcąc wykazać liniowy wpływ ciśnienia pozostawiono wartości obliczeniowe. analiza wykresów dla pojemności 1 i 10 m3 przedstawionych na rysunku 3 wyraźnie wskazuje liniowy wpływ ciśnienia roboczego na grubość ścianki części walcowej zbiornika. na tej podstawie można wyciągnąć istotny z praktycznego punktu widzenia wniosek, iż zwiększenie ciśnienia roboczego o wartość x, skutkuje koniecznością zaprojektowania grubości ścianki powiększonej proporcjonalnie o wartość x. kąt nachylenia prostej zależy od wzajemnej korelacji zmiennych: średnica-długość zbiornika, co potwierdza wykazaną na podstawie interpretacji wykresów na rysunku 2 zależność obliczeniowej grubości ścianki od planowanych wymiarów konstrukcji. obliczenia wykazały niewielkie różnice w grubościach ścianek dla małych pojemności i ciśnień (np. objętość 1 m3, ciśnienie 3 mpa, różnica w funkcji wymiarów zbiornika od 4,27 do 7,01 mm), przy jednoczesnej konieczności stosowania materiałów o większych grubościach, dla rozwiązań o dużych objętościach projektowanych na znaczne napory medium roboczego (gaz, ciecz) na ścianki konstrukcji (np. objętość 10 m3, ciśnienie 20 mpa, różnica w funkcji wymiarów zbiornika od 52,65 do 106,56 mm). porównując wyniki otrzymane dla obu koncepcji wymiarowych zbiorników można stwierdzić, że objętość zbiornika nie ma znaczącego wpływu na zmiany grubości ścianki wywołane ciśnieniem. wyniki przedstawione w tablicach iii (średnica/długość: 1150x1000 mm) i iv (średnica/długość: 42 przegląd spawalnictwa vol. 87 8/2015 tablica iii. wartość obliczeniowej grubości ścianki w funkcji ciśnienia pracy dla trzech wariantów wymiarowych zbiornika o objętości 1 m3 table iii. value of computed wall thickness as a function of work pressure for three size variants of a 1 m3 volume tank wymiary (średnica/długość) mm wartość ciśnienia roboczego mpa grubość ścianki mm 700x2500 0,5 0,71 1 1,42 1,5 2,13 2 2,84 3 4,27 5 7,15 7,5 10,77 10 14,44 15 21,88 20 29,48 900x1500 0,5 0,91 1 1,82 1,5 2,74 2 3,65 3 5,49 5 9,19 7,5 13,85 10 18,56 15 28,13 20 37,91 1150x1000 0,5 1,16 1 2,33 1,5 3,5 2 4,67 3 7,01 5 11,74 7,5 17,7 10 23,72 15 35,95 20 48,44 tablica iv. wartość obliczeniowej grubości ścianki w funkcji ciśnienia pracy dla trzech wariantów wymiarowych zbiornika o objętości 10 m3 table iv. value of computed wall thickness as a function of work pressure for three size variants of a 10 m3 volume tank wymiary (średnica/długość) mm wartość ciśnienia roboczego mpa grubość ścianki mm 1250x8000 0,5 1,26 1 2,53 1,5 3,8 2 5,07 3 7,62 5 12,76 7,5 19,24 10 25,78 15 39,07 20 52,65 1600x5000 0,5 1,62 1 3,24 1,5 4,86 2 6,49 3 9,76 5 16,39 7,5 24,62 10 33 15 50,02 20 67,39 2530x2000 0,5 2,56 1 5,12 1,5 7,69 2 10,27 3 15,43 5 25,82 7,5 38,94 10 52,18 15 79,09 20 106,56 1250x8000 mm) pokazują, że mimo dziesięciokrotnej różnicy pojemności, przy tych samych ciśnieniach i różnicy średnic wynoszącej jedynie 100 mm, kąt nachylania krzywej, a tym samym obliczone grubości ścianki są bardzo zbliżone. potwierdza to wyniki poprzedniej analizy zmiany wymiarów zbiornika. 43przegląd spawalnictwa vol. 87  8/2015 b) a) rys. 3. wpływ ciśnienia roboczego i wymiarów zbiornika o objętości 1m3 (a) i 10 m3 (b) na grubość jego ścianki fig. 3. influence of work pressure and vessel dimensions on wall thickness for two tank volumes:1 m3 (a) and 10 m3 (b) porównanie rozwiązań konstrukcyjnych dennic w opracowanej formule obliczeniowej możliwe jest określenie grubości ścianki kilku rozwiązań konstrukcyjnych dennic: wypukłych (elipsoidalne, koszykowe, kuliste), płaskich bez wyoblenia, płaskich wyoblonych, płaskich wzmocnionych żebrami, płaskich kutych. tak jak w przypadku części walcowej, podczas projektowania tej części zbiornika, należy na podstawie odpowiedniego zbioru wzorów określić wymaganą grubość ścianki w poszczególnych częściach dna, w zależności od warunków jego pracy. materiał dna jest zazwyczaj taki sam, jak w części walcowej i taki przyjęto do analizy. współczynniki bezpieczeństwa brane pod uwagę podczas obliczania naprężeń dopuszczalnych są uzależnione od rodzaju dna. kształt dna jest dobierany na podstawie warunków wytrzymałościowych, ale ważnym aspektem jest sposób wykorzystania jego geometrii w czasie pracy. w praktyce w urządzeniach ciśnieniowych najczęściej spotyka się dna wypukłe [9]. obliczenia przeprowadzono dla różnych wariantów den o kształtach: wypukłych i płaskich. nie sporządzono analizy dla den stożkowych, ponieważ wiążące wzory [4] dają możliwość prowadzenia obliczeń jedynie dla kąta nachylenia tworzącej do osi stożka β≤30˚, a takie dna w praktyce są bardzo rzadko stosowane. obliczenia zostały przeprowadzone dla zbiornika o długości 5000 mm i średnicy wewnętrznej równej 1500 mm. przyjęto ciśnienie pracy o wartości 1 mpa. tablica v. grubość ścianki dennicy w zależności od kształtu/konstrukcji zbiornika ciśnieniowego table v. wall thickness of head in relation of pressure vessel shape/ structure rodzaj dennicy grubość ścianki mm wypukła 4 płaska bez wyoblenia 35 płaska wzmocniona żebrami 16 płaska kuta 35 płaska z wyobleniem 33 płaska z rowkiem odciążającym 40 wyniki przedstawione w tablicy v wskazują, iż najkorzystniejszym rozwiązaniem konstrukcyjnym jest dno wypukłe, ponieważ wymagana grubość jego ścianki jest znacznie mniejsza od pozostałych stosowanych kształtów. w analizowanym przypadku do wykonania dennicy wypukłej wymagane jest zastosowanie stali o grubości 4 mm, natomiast następne standardowe rozwiązanie – dno płaskie z wyobleniem powoduje konieczność zwiększenia grubości do 33 mm. nawet zastosowanie dodatkowych w wzmocnień żebrami w dnie płaskim nie skutkuje znaczącą redukcją wymiaru grubości, która wynikowo i tak powinna być 4-krotnie większa niż w przypadku dna wypukłego. przeprowadzona analiza uzasadnia słuszność stosowania den wypukłych, dlatego też aktualnie są najczęściej spotykanym rozwiązaniem urządzeń ciśnieniowych [9]. stany naprężeń zbiorników z dnami płaskimi, szczególnie w obszarach styku den i części walcowych są źródłami silnych koncentracji naprężeń, stąd obliczone grubości ścianek, mają niekiedy kilkakrotnie większe wartości [10]. z tego tez powodu do ich analizy stosuje się inne modele obliczeniowe, przy pomocy których można wyznaczyć momenty działające wzdłuż promienia i obwodu dennicy [10]. analityczne wyliczenie tych wielkości jest problematyczne i wymaga zaawansowanej wiedzy z dziedziny teorii powłok i płyt [10]. wpływ geometrii dna wypukłego na grubość jego ścianki analizie poddano różne wersje wymiarowe dennic wypukłych, wybranych w poprzednim punkcie jako najkorzystniejsze z ekonomicznego punktu widzenia. określono wpływ geometrii dna wypukłego na grubość ścianki. grubość ścianki dna w części wypukłej wyznacza się z zależności: gdzie: dz – średnica zewnętrzna dna, mm po – ciśnienie obliczeniowe, mpa yw – współczynnik wytrzymałościowy k – naprężenia dopuszczalne, mpa w przypadku gdy w dno jest spawane, grubość ścianki należy podzielić przez współczynnik osłabienia złączami spawanymi zb określony na podstawie stosownej tabeli z wudt, zgodnie z zależnością: 44 przegląd spawalnictwa vol. 87 8/2015 w początkowej fazie obliczeń wyznaczono podstawowe zależności kształtowo-geometryczne: maksymalną wartość promienia wypukłości oraz minimalne wartości wysokości dna i promienia wyoblenia. wartości obu promieni są uzależnione od rzeczywistej grubości ścianki, więc przyjmuje się je na podstawie optymalizacji. mimo tego, ze materiał stosowany na dna jest zazwyczaj taki sam, jak w części walcowej, to naprężenia dopuszczalne mają inną wartość, ponieważ współczynniki bezpieczeństwa, jakie należy przyjąć są inne niż w przypadku płaszcza. założone ciśnienie obliczeniowe wynosiło 1 mpa. charakterystyczne wielkości geometryczne dennicy pokazano na rysunku 4, a wyniki analizy zamieszczono w tablicy vi. rys. 4. charakterystyczne wielkości geometryczne dennicy wypukłej fig. 4. characteristic geometric attributes of dished head tablica vi. wpływ geometrii dna wypukłego na grubość jego ścianki table vi. influence of dished head geometry on its wall thickness średnica wewnętrzna dna, mm max. dop. promień wypukłości mm wymagany promień wypukłości mm min. dop. promień wyoblenia mm wymagany promień wyoblenia mm min. dop. wysokość dna, mm wysokość zewnętrzna dna, mm grubość ścianki dna, mm 1000 1004 936 100,4 159 180,72 250 2,00 1000 1004 894 100,4 144 180,72 300 1,53 1000 1004 886 100,4 138 180,72 320 1,43 1000 1004 879 100,4 130 180,72 350 1,29 1000 1004 879 100,4 121 180,72 380 1,22 1000 1004 881 100,4 115 180,72 400 1,17 2000 2012 1996 201,2 343 362,16 420 5,44 2000 2010 1941 201 333 361,8 450 4,90 2000 2010 1895 201 324 361,8 480 4,36 2000 2010 1869 201 318 361,98 500 4,01 2000 2008 1839 200,8 308 361,44 530 3,70 2000 2008 1814 200,8 300 361,44 560 3,42 2000 2008 1789 200,8 288 361,44 600 3,05 3000 3016 2956 301,6 508 542,88 650 7,79 3000 3014 2873 301,4 492 542,52 700 6,89 3000 3012 2754 301,2 461 542,16 800 5,50 3000 3010 2685 301 431 541,8 900 4,57 3000 3010 2648 301 402 541,8 1000 4,10 3000 3008 2638 300,8 373 541,44 1100 3,74 3000 3008 2646 300,8 344 541,44 1200 3,51 analizując wyniki obliczeń można stwierdzić, że zarówno wysokość, jak i średnica, mają wpływ na grubość ścianki dna wypukłego. zwiększenie wartości średnicy dna, tak jak w przypadku części walcowej zbiornika, powoduje wzrost wymaganej grubości ścianki. jednakże przy tej samej wartości średnicy zwiększenie wysokości dna wpływa korzystnie na jego wytrzymałość, co skutkuje zmniejszeniem grubości obliczeniowej ścianki (rys. 5a). ustalane na początku obliczeń wartości dopuszczalne wysokości dna, promienia wypukłości i promienia wyoblenia zależą jedynie od średnicy fragmentu części walcowej. wymagana wartość promieni wypukłości oraz wyoblenia maleje ze wzrostem wysokości dna. natomiast zwiększenie jego średnicy powoduje dokładnie odwrotny skutek. w celu sprawdzenia wpływu zmiany średnicy dna na grubość ścianki przy stałej wartości wysokości części wypukłej przeprowadzono dodatkowe obliczenia dla hz = 400 mm. wynika z niej jednoznacznie, że wraz ze wzrostem średnicy, zwiększają się wymagania wytrzymałościowe konstrukcji, stąd konieczność zastosowania grubszej ścianki dna (rys. 5b). 45przegląd spawalnictwa vol. 87  8/2015 sprawdzenie stateczności zbiornika poziomego w celu sprawdzenia stateczności zbiornika pracującego w pozycji poziomej w zaprojektowano zbiornik o parametrach konstrukcyjnych zamieszczonych w tablicy vii, w którego płaszczu występują 3 króćce rozmieszczone w rzędzie (rys. 6). w obu dennicach wypukłych zbiornika są umieszczone króćce o średnicy wewnętrznej 200 mm. króćce są montowane za pomocą spoiny obustronnej, co pozwala przyjąć w obliczeniach ich średnice wewnętrzne [4]. ciśnienie obliczeniowe wynosiło 1 mpa. masę zbiornika (1065 kg) określono po zamodelowaniu go w programie autodesk inventor, a odległość między podporami 3000 mm. rys. 5. obliczona grubość ścianki dennicy wypukłej w funkcji: wysokości dla trzech wartości średnic (a) i średnicy dla stałej wartości wysokości hz = 400 mm (b) fig. 5. calculated thickness of dished head wall as a function of: height for three values of diameter (a) and diameter at constant height value hz = 400 mm (b) b)a) rys. 6. konstrukcja zbiornika ciśnieniowego zastosowanego jako przykład obliczeniowy fig. 6. construction of pressure vessel used as a calculation example temperatura pracy 20 ˚c objętość całkowita zbiornika 15,7 m³ maksymalne ciśnienie dopuszczalne 1 mpa średnica wewnętrzna zbiornika 2000 mm średnica włazu rewizyjnego 500 mm długość zbiornika 5000 mm zewnętrzna wysokość dna 600 mm wysokość części walcowej dna 6 mm promień wyoblenia dna 288 mm promień wypukłości dna 1789 mm przyjęta (obliczona) grubość ścianki części walcowej z uwzględnieniem otworów 14 (12,56) mm przyjęta (obliczona) grubość ścianki dennic z uwzględnieniem otworów 8 (6,18) mm przyjęta (obliczona) grubość ścianki części walcowej bez otworów 6 (4,05) mm przyjęta (obliczona) grubość ścianki dennic bez otworów 5 (3,05) mm przyjęta grubość ścianki króćca w dennicy 5 (0,34) mm przyjęta grubość ścianki króćca o średnicy ø100 mm 5 (4,056) mm przyjęta grubość ścianki włazu 5 (4,056) mm grubość wzmocnienia w części walcowej 6 mm grubość wzmocnienia dennicy 3 mm tablica vii. parametry konstrukcyjne zaprojektowanego zbiornika ciśnieniowego table vii. construction parameters of designed pressure vessel 46 przegląd spawalnictwa vol. 87 8/2015 maksymalny moment gnący wyznacza się traktując zbiornik jako belkę z obciążeniem ciągłym, podpartą w dwóch lub większej ilości punktów. obciążenie ciągłe jest spowodowane masą wszystkich elementów składowych zbiornika oraz medium znajdującego się w jego wnętrzu. podczas obliczania wskaźnika zginania należy uwzględnić otwory w przekroju. zbiornik poziomy musi spełniać zależność [4,5]: gdzie: po – ciśnienie obliczeniowe, mpa dw – średnica wewnętrzna elementu, mm grz – grubość rzeczywista elementu, mm w – wskaźnik zginania m – maksymalny moment gnący dla wyznaczonych parametrów konstrukcyjnych (tabl. vii) powyższa zależność nie jest spełniona, w związku z czym należy przeprowadzić zmiany konstrukcyjne elementu ciśnieniowego lub zwiększyć grubość jego ścianki [4]. popularnym rozwiązaniem jest zmiana rozstawu podpór [4]. w tym wypadku po wprowadzeniu korekty rozstawu podpór lewa strona równania nadal pozostaje większa od prawej, zatem należy zwiększyć grubość ścianki zbiornika i ponownie wyznaczyć grubości wzmocnień. po zwiększeniu grubości ścianki o 1 mm w stosunku do przyjętej w tablicy vii warunek został spełniony. wnioski na podstawie analiz przeprowadzonych z wykorzystaniem opracowanej formuły obliczeniowej bazującej na treści wudt, sformułowano następujące wnioski dotyczące konstruowania zbiorników ciśnieniowych: – grubość ścianki części walcowej zbiornika jest silnie uzależniona od jego średnicy i ciśnienia obliczeniowego. zmiana pojemności zbiornika wywołana zwiększaniem jego długości przy stałej średnicy i ciśnieniu, nie ma wpływu na wymiar ścianki zbiornika. jeżeli objętość zbiornika jest stała, to grubość ścianki wzrasta liniowo względem ciśnienia. zauważono również, że przy zbliżonych wartościach średnic i dziesięciokrotnej różnicy objętości, wzrost ciśnienia powoduje wzrost wymaganej grubości ścianki o podobne wartości. – porównanie rozwiązań konstrukcyjnych dennic wykazało, że najkorzystniejszą geometrią jest dno wypukłe. grubość jego ścianki przy tych samych warunkach pracy i jednakowych parametrach jest znacząco niższa w stosunku do pozostałych den. w przypadku dennic płaskich nawet stosowanie żeber wzmacniających nie pozwala uzyskać tak niskiej grubości ścianki. – sprawdzenie stateczności projektowanego zbiornika pracującego w pozycji poziomej polega na weryfikacji warunku naprężeniowego, wyznaczanego na podstawie parametrów konstrukcyjnych urządzenia ciśnieniowego. jeśli określona wzorem zależność nie jest spełniona, projektant powinien skorygować zależności kształtowo-wymiarowe lub parametry pracy zbiornika. – dla stałej wartości ciśnienia, istnieje możliwość redukcji grubości blachy wraz ze wzrostem długości zbiornika. jednak wymiar liniowy długości może mieć istotny wpływ na konieczność spełnienia warunku zachowania stateczności. w przypadku zdolności wygenerowania znaczących oszczędności w wyniku obniżenia wymiaru grubości ścianki, istniej możliwość zastosowania większej ilości podpór. – opracowana formuła obliczeniowa daje możliwości kompetentnego, a przede wszystkim szybkiego optymalizowania wymiarów zbiorników ciśnieniowych, co w efekcie pozwala na sprawdzenie wielu rozwiązań konstrukcyjnych zbiorników oraz wyboru najkorzystniejszego strukturalnie i najbardziej ekonomicznego. zredukowana grubość ścianki zbiorników ciśnieniowych to nie tylko oszczędności materiałowe, ale również kompresja czasu produkcyjnego oraz uproszczenie technologii wytwarzania. literatura [1] dyrektywa 2014/68/ue parlamentu europejskiego i rady w sprawie harmonizacji ustawodawstw państw członkowskich odnoszących się do udostępnienie na rynku urządzeń ciśnieniowych, 15.05.2014. [2] dyrektywa 97/23/we parlamentu europejskiego i rady w sprawie zbliżenia ustawodawstw państw członkowskich dotyczących urządzeń ciśnieniowych, 29.05.1997. [3] dyrektywy urządzenia ciśnieniowe 97/23/we oraz proste zbiorniki ciśnieniowe 2009/105/we, broszura informacyjna, projekt pl 0426: wsparcie administracji publicznej, organizacji pozarządowych i organizacji przedsiębiorców w procesie upowszechniania wśród małych i średnich przedsiębiorstw wiedzy na temat dyrektyw nowego i globalnego podejścia, warszawa 2010. [4] warunki urzędu dozoru technicznego wudt-uc-2003, wydanie 2, urząd dozoru technicznego, warszawa 2005. [5] www.udt.gov.pl [6] dudek j.: metoda odprężania mechanicznego naczyń ciśnieniowych, rozprawa doktorska, politechnika wrocławska, raport serii pre 2/07, wrocław 2007. [7] dudek a., łaczek s.: zbiornik ciśnieniowy spawany, materiały pomocnicze do projektu z podstaw konstrukcji maszyn, wyd. politechniki krakowskiej, kraków 2006. [8] słania j., kaczor t.: plan spawania zbiornika ciśnieniowego, przegląd spawalnictwa, nr 4/2010. [9] pikoń j.: podstawy konstrukcji aparatury chemicznej, elementy aparatury chemicznej, cześć ii, pwn, warszawa 1979. [10] sędek p.: projektowanie urządzeń ciśnieniowych, materiały szkoleniowe: kurs międzynarodowego inżyniera spawalnika, instytut spawalnictwa, gliwice 2012. 201411_pspaw.pdf 7przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 kamil załęgowski tomasz piotrowski andrzej garbacz diagnostyka konstrukcji betonowych metodą ultradźwiękową pośrednią concrete construction diagnostics by indirect ultrasonic method mgr inż. kamil załęgowski, dr inż. tomasz piotrowski, dr hab. inż. andrzej garbacz prof. pw – politechnika warszawska. autor korespondencyjny/corresponding author: k.zalegowski@il.pw.edu.pl streszczenie w pracy przedstawiono wyniki badań betonu wykonane metodą ultradźwiękową pośrednią, zgodnie z pn-en 12504-4. badania wykonano opracowanym modułem uir skanera do badań ultradźwiękowych. przeanalizowano wpływ środka sprzęgającego oraz chropowatości powierzchni. w wyniku badań stwierdzono, że moduł ultradźwiękowy uir skanera do badań pośrednich pozwala na otrzymanie wyników porównywalnych z pomiarami bezpośrednimi. potwierdzono możliwość wykorzystania wody jako środka sprzęgającego, co pozwala na obniżenie kosztu i czasu realizacji badań. słowa kluczowe: diagnostyka konstrukcji betonowych, pośrednia metoda ultradźwiękowa, wpływ środka sprzęgającego abstract in the work the results of concrete testing by indirect ultrasonic method with accordanceto standard pn-en 12504-4 were presented. studies were performed with a worked out uir scanner module to ultrasonic measurements. influence of type of coupling medium and surface roughness of concrete were analyzed. the examinations of upv module shown that ultrasonic pulse velocities evaluated by indirect method could be comparable with resultsof direct one. it was also noticed that water may be used as coupling agent, that allows reduction of costs and time of tests. keywords: diagnosis of concrete constructions, indirect ultrasonic method, influence of coupling agent wstęp metody ultradźwiękowe dzięki rozwojowi technik pomiarowych i coraz doskonalszej aparaturze stały się powszechnym i łatwo dostępnym narzędziem w diagnostyce elementów betonowych [1], wykorzystywanym przede wszystkim do lokalizacji wad [2] i nieciągłości struktury betonu [3], pomiaru grubości [4], szacowania wytrzymałości [5] oraz modułu sprężystości [6]. badania ultradźwiękowe opierają się na związkach pomiędzy prędkością fal podłużnych o częstotliwości powyżej 20 khz, rozprzestrzeniających się w ośrodku stałym, a właściwościami tego ośrodka. do badanego materiału wprowadzany jest impuls, a następnie analizowany jest czas jego przejścia pomiędzy nadajnikiem i odbiornikiem, oddalonych od siebie na określoną odległość. ważnym aspektem pomiarów ultradźwiękowych jest zapewnienie odpowiedniego sprzężenia akustycznego głowic z badanym betonem. dokonuje się tego, stosując środki sprzęgające takie jak wazelina, smar, płynne mydło czy pasta glicerynowa [7]. pn-en 12504-4 dopuszcza trzy sposoby pomiaru prędkości fali ultradźwiękowej – bezpośredni, częściowo pośredni i pośredni. najbardziej precyzyjne jest określanie prędkości sposobem bezpośrednim, ponieważ maksimum energii rozchodzi się w kierunku prostopadłym do powierzchni głowicy nadawczej. jednak możliwe jest również ustawienie głowic pomiarowych nie bezpośrednio naprzeciw siebie, tzn. na przeciwległych lub prostopadłych powierzchniach, np. w narożach konstrukcji, lecz także na tej samej powierzchni. 8 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 metoda ultradźwiękowa pośrednia najczęściej wykonywane w praktyce inżynierskiej pomiary ultradźwiękowe polegają na wygenerowaniu impulsu przez defektoskop, wprowadzeniu go w badany materiał za pośrednictwem piezoelektrycznej głowicy nadawczej i jego propagacji do umieszczonego osiowo po drugiej stronie elementu odbiornika. jednak w przypadku dostępu tylko z jednej strony (np. posadzka betonowa) konieczne jest zastosowanie metody pośredniej, w której wykonuje się serię pomiarów z głowicami pomiarowymi znajdującymi się w różnych odległościach od siebie (rys. 1a). czasy przejścia odczytane z pozycji czoła fali przedstawia się w postaci punktów na wykresie ilustrującym ich związek z odległością pomiędzy głowicami pomiarowymi. prędkość fali jest równa współczynnikowi kierunkowemu prostej (tangens kąta nachylenia tej prostej do osi czasu) poprowadzonej możliwie najdokładniej przez te punkty (rys. 1b). przedstawiona powyżej metoda została wykorzystana do budowy modułu do badań ultradźwiękowych w skanerze uir, który wykorzystuje trzy, wzajemnie uzupełniające się techniki nieniszczące – radar gpr, impact echo i ultradźwięki. badania wykonano a) b) rys. 1. zależność odległości pomiędzy nadajnikiem i kolejnymi odbiornikami a czasem przejścia impulsu ultradźwiękowego (a). sposób wyznaczania prędkości metodą pośrednią (b). objaśnienia: t – nadajnik, r – odbiornik fig. 1. relationship: distance between emitter and receivers vs. time of ultrasonic wave propagation (a). calculation way of ultrasonic pulse velocity by indirect method (b). definitions: t – emitter, r – receiver na modelowych płytach betonowych ze zbrojeniem i defektami, a na rzeczywistych obiektach budowlanych – posadzkach betonowych, płytach mostowych, nawierzchniach asfaltowych. badania wstępne, przeprowadzone na płytach betonowych o wymiarach 50x50x7 cm przy rozstawie głowic 10, 15, 20 i 25 cm wskazywały na duże rozbieżności pomiędzy prędkością fali oznaczoną metodą pośrednią i bezpośrednią (rys. 2 i 3). prędkość fali w betonie wyznaczona metodą pośrednią była o ok. 35% niższa niż prędkość w metodzie bezpośredniej i osiągnęła wartość bardziej zbliżoną do prędkości fali powierzchniowej niż fali podłużnej. początkowo uważano, że przyczyną opisanych różnic może być efekt kształtu i wymiarów badanego elementu, opisany w [7]. dalsze analizy pokazały, że większy wpływ na wyniki ma wybór punktu sygnału uznawanego za początek fali. wspomniany eksperyment wykazał również, że zamiast profesjonalnego żelowego środka sprzęgającego do badań można z powodzeniem zastosować powierzchniowe zwilżenie betonu wodą (rys. 2). jest to korzystniejsze pod względem finansowym i czasu pracy, zwłaszcza podczas badań konstrukcji wielkopowierzchniowych, będących docelowym przedmiotem analizy skanerem uir. brak środka sprzęgającego zmniejsza energię impulsu i utrudnia lokalizację czoła fali. rys. 2. prędkości fali ultradźwiękowej oszacowane metodą bezpośrednią z użyciem żelu, metodą pośrednią bez środka sprzęgającego oraz z użyciem środka w postaci żelu i wody fig. 2. ultrasonic pulse velocity calculated by direct method with gel, indirect method without coupling agent, with gel and water w pracy [8] potwierdzono, że otrzymanie porównywalnych wyników obiema metodami jest możliwe pod warunkiem odpowiedniego prowadzenia pomiarów i zastosowania obróbki sygnału. opracowany moduł ultradźwiękowy wykorzystuje nadajnik i trzy odbiorniki, ustawione liniowo i oddalone między sobą o 10 cm (rys. 4). głowice zamontowane są w specjalnym uchwycie zapewniającym ich stały rozstaw i równomierny docisk podczas pomiarów prowadzonych z użyciem wody jako środka sprzęgającego. filtracja sygnału np. filtrem fft, czy średnią ruchomą, dodatkowo uwydatnia początek fali, umożliwiając precyzyjną kalkulację prędkości w większości sytuacji. zainstalowany program do pozyskiwania danych umożliwia prowadzenie 9przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 a) pomiarów bez konieczności kalibracji – określania czasu zerowego. zaobserwowano jednak, że w przypadku silnie zdefektowanych lub gęsto zbrojonych elementów betonowych pojawiają się problemy z lokalizacją czoła fali na sygnale zarejestrowanym przez odbiornik znajdujący się najdalej od nadajnika (30 cm). w takich sytuacjach moduł umożliwia oszacowanie prędkości z wykorzystaniem dwóch głowic odbiorczych. w tym przypadku zalecane jest stosowanie filtrowania sygnału np. filtrem fft, czy średnią ruchomą. operacja ta ma na celu odcięcie niepożądanych częstotliwości i ułatwienie dalszej, zawansowanej obróbki sygnału – analizy widmowej. badania ultradźwiękowe w warunkach rzeczywistych potwierdziły istotną rolę chropowatości powierzchni w badaniach betonu. zaobserwowano, że ze wzrostem chropowatości powierzchni maleje energia impulsu wprowadzonego w materiał i utrudniona zostaje lokalizacja czoła fali (rys. 5). zastosowanie zarówno wody, jaki i żelu jest w przypadku dużych nierówności nieefektywne. wykazano, że rozwiązaniem problemu jest użycie podkładek z elastycznego tworzywa sztucznego, np. elastomeru, które dostosowuje się do kształtu podłoża i zwiększa powierzchnię kontaktu głowica/ /beton. z badań własnych wynika, że użycie podkładek z elastomeru o grubości do 2 mm pozwala na zarejestrowanie sygnałów o wystarczająco wysokim poziomie amplitudy bez wpływu na wyniki obliczeń prędkości fali ultradźwiękowej [8]. b) rys. 3. sygnał zarejestrowany metodą bezpośrednią z użyciem żelu (a) i przykładowy sygnał zarejestrowany metodą pośrednią przy rozstawie głowic 15 cm z użyciem żelu (b) fig. 3. waveform registered by direct method with gel (a) and example of signal registered by indirect method with gel and distance emitter-receiver of 15 cm (b) a) b) rys. 4. moduł upv skanera uir (a) i program do akwizycji danych (b) fig. 4. upv module of uir scanner (a) and to data acquisition software (b) a) b) rys. 5. przykładowe sygnały zarejestrowane na posadzce betonowej o wysokim stopniu chropowatości przy rozstawie głowic 10 cm: a) przy użyciu medium sprzęgającego w postaci wody i wzmocnieniu 52 db, b)wody i podkładek z pianki poliuretanowej o gr. 1 mm przy wzmocnieniu 44 db fig. 5. examples of signals registered on concrete floor with high roughness, using water and with distance emitter – receiver of 10 cm, with amplification of 52 db (a), water and polyurethane foam washer of 1 mm thick, with amplification of 44 db (b) a m pl itu da a m pl itu da a m pl itu da a m pl itu da czas [10-6s] czas [10-6s] czas [10-6s] czas [10-6s] 10 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 badania ultradźwiękowe w warunkach rzeczywistych potwierdziły istotną rolę chropowatości powierzchni w badaniach betonu. zaobserwowano, że ze wzrostem chropowatości powierzchni maleje energia impulsu wprowadzonego w materiał i utrudniona zostaje lokalizacja czoła fali (rys. 5). zastosowanie zarówno wody, jaki i żelu jest w przypadku dużych nierówności nieefektywne. wykazano, że rozwiązaniem problemu jest zastosowanie podkładek z elastycznego tworzywa sztucznego, np. elastomeru, które dostosowuje się do kształtu podłoża i zwiększa powierzchnię kontaktu głowica/beton. z badań własnych wynika, że użycie podkładek z elastomeru o grubości do 2 mm umożliwia zarejestrowanie sygnałów o wystarczająco wysokim poziomie amplitudy bez wpływu na wyniki obliczeń prędkości fali ultradźwiękowej [8]. podsumowanie opracowany moduł ultradźwiękowy skanera uir do badań metodą pośrednią pozwala na otrzymanie wyników porównywalnych z pomiarami metodą bezpośrednią i stanowi dobre rozwiązanie zwłaszcza w przypadku jednostronnego dostępu do konstrukcji betonowej. zaletą tego modułu jest też brak konieczności kalibracji. możliwość wykorzystania wody jako środka sprzęgającego pozwala na przyspieszenie badań obiektów wielkopowierzchniowych i obniżenie ich kosztów. w przypadku badania powierzchni szorstkich wskazane jest zastosowanie podkładek z elastomeru o grubości do 2 mm. literatura [1] hoła j., schabowicz k.: state of the art non-destructive methods for diagnostic testing of building structures – anticipated development trends, archives of civil and mechanical engineering, 10 (3), 2010. [2] lorenzi a. i in.: ultrasonic pulse velocity analysis in concrete specimens, iv conferencia panamericana de end, buenos aires 2007. [3] petro j.t, kim j.: detectionof delamination in concrete using ultrasonic pulse velocity test, construction and building materials 2012, 26, s. 574-582. [4] krause m. i in.: ultrasonic imaging of concrete members using an array system, ndt & e international 2001, vol. 34, issue 6, s. 403-408. [4] stawiński b.: zastosowanie metody ultradźwiękowej do badania wytrzymałości betonu na rozciąganie, 31 krajowa konferencja badań nieniszczących, szczyrk 2002, s. 115-118. [6] choudhari n.k. i in.: evaluation of elastic moduli of concrete by ultrasonic velocity, national seminar of isnt, chennai 2002. [7] pn-en 12504-4: 2005 „badania betonu. oznaczanie prędkości fali ultradźwiękowej”. [8] garbacz a.: nieniszczące badania betonopodobnych kompozytów polimerowych za pomocą fal sprężystych – ocena skuteczności napraw, oficyna wyd. pw, warszawa 2007. [9] garbacz a., piotrowski t., adamczewski g., załęgowski k.: uir-skaner mobilny, zintegrowany skaner do diagnostyki elementów betonowych za pomocą metod nieniszczących, raport z grantu ncbr, 2014. podziękowanie: badania wykonano w ramach grantu ncbr nr04-0024-10 pt. „uir-skaner mobilny, zintegrowany skaner do diagnostyki elementów betonowych za pomocą metod nieniszczących” przegląd spawalnictwa uruchomił możliwość wolnego dostępu do pełnych treści artykułów w ramach open access library. artykuły w języku angielskim w formacie pdf zamieszczane są na stronie internetowej redakcji: www.pspaw.pl. autorów zainteresowanych publikacją w open access library prosimy o przesyłanie artykułów w języku polskim i angielskim. w miesięczniku nastąpi publikacja w języku polskim, a tekst w języku angielskim zostanie zamieszczony na stronie internetowej. przegląd spawalnictwa welding technology review open access library ps 12 2015 www 45przegląd spawalnictwa vol. 87  12/2015 badania wstępne wpływu obciążeń rozciągających na parametry obwodu rlc preliminary studies on impact of tensile loads on the parameters of the rlc circuit mgr inż. krzysztof fryczowski, dr hab. inż. maciej roskosz, dr hab. inż. zbigniew h. żurek – politechnika śląska. autor korespondencyjny/corresponding author: krzysztof.fryczowski@polsl.pl streszczenie dla większości sygnałów diagnostycznych występuje problem występowania tych samych wartości mierzonego sygnału w różnych fazach eksploatacji obiektu. metoda mptlc jest propozycją sposobu rozwiązującego ten problem. opis postępu degradacji przy pomocy parametrów obwodu rlc w przestrzeni trójwymiarowej, wyklucza nakładanie tych samych wartości sygnału mierzonego dla różnych stanów. przeprowadzone badania potwierdziły wpływ naprężeń na parametry obwodu rlc w którym rdzeniem uzwojenia pomiarowego jest obciążana próbka, jednakże zagadnienie powtarzalności wyników badań wymaga dalszych prac weryfikujących wpływ stanu początkowego próbek oraz parametrów uzwojenia na otrzymane wyniki pomiarów. słowa kluczowe: metoda mptlc, obwody rlc, nieniszczące badania magnetyczne abstract for most diagnostic signals there is a problem of obtaining the same measured values for different states of operation of the investigated object. the mptlc method is a proposal of a solution of this problem. description of the progress of the degradation of the object with the rlc circuit parameters in 3d space prevents the repetition of the same measured signal values for the different states. carried out studies proved the impact of stress on the parameters of rlc circuit in which the measuring winding core was sample under load, however, the problem of reproducibility of test results requires further work for verifying the impact of the initial state of samples and winding parameters on the results of measurements. keywords: mptlc method, rlc circuits, non-destructive magnetic testing wstęp i cel badań diagnostyka elementów wykonanych z materiałów ferromagnetycznych, ze względu na ich właściwości fizyczne uzasadnia wykorzystanie metod magnetycznych lub magnetoindukcyjnych. w instytucie maszyn i urządzeń energetycznych od kilkunastu lat prowadzone są badania związane z tą tematyką [1,2]. stan wytężenia i stan zaawansowania różnorodnych procesów zużycia wpływają m.in. na parametry elektromagnetyczne tworzyw, dając w ten sposób możliwość identyfikacji tych stanów na podstawie pomiarów wielkości magnetycznych i elektrycznych. dla większości sygnałów diagnostycznych istnieje problem występowania tych samych wartości sygnału mierzonego dla różnych, często krańcowo odmiennych stanów, dlatego diagnozowanie każdego elementu stalowego (o innym składzie chemicznym) powinno być poprzedzone badaniami wstępnymi. badania wstępne mają na celu określenie podstawowych charakterystyk magnetosprężystych określających związek naprężeń z „homogeniczną” wartością przenikalności magnetycznej. o możliwości stosowania badań magnetycznych decyduje czułość magnetosprężysta d stali. zmiany krzysztof fryczowski, maciej roskosz, zbigniew h. żurek magnetyzacji j lub indukcji magnetycznej b od naprężeń σ są równoważne zmianom odkształceń magnetostrykcji λ=δl/l od zmian natężenia pola magnetycznego h. związki te definiują „czułość piezomagnetyczną” d materiału. zależnie od znaku magnetostrykcji, kierunek działania sił może zmniejszać lub zwiększać magnetyzację. odwracalne zmiany magnetosprężyste występują w ograniczonym zakresie we wszystkich materiałach spolaryzowanych magnetycznie, wykazujących magnetostrykcję. złożone przeliczenia termodynamiczne sprowadzają się do wykazania tożsamości prostej: d≡λ. czułość magnetosprężysta zależy głównie od składu chemicznego. wpływ zanieczyszczeń jest istotny. dla żelaza technicznego o zanieczyszczeniach w przedziale od 0,3 do 0,4% współczynnik magnetostrykcji wzrasta (5,31•10-6). pierwiastki stopowe krzemu i węgla istotnie wpływają na współczynnik magnetostrykcji. dla zawartości krzemu od 2 do 8% dla osi krystalograficznych współczynnik magnetostrykcji zmienia się od 27•10-6 do -9•10-6. obróbka cieplna, obróbka plastyczna, temperatura materiału także zmienia wartość współczynnika magnetostrykcji. kolejnym 46 przegląd spawalnictwa vol. 87 12/2015 istotnym zagadnieniem badań magnetycznych jest nieliniowość mierzonych parametrów elektrycznych i magnetycznych w funkcji postępu czasu eksploatowania. także i tutaj istnieje problem występowania tych samych wartości diagnostycznych w różnych fazach eksploatacji. jeden ze sposobów rozwiązania tego problemu proponują żurek i duka [3] opisując metodykę badań mptlc (multi.parameter.time. live. calculation). polega ona na pomiarze indukcyjności l i rezystancji r w układzie szeregowym uzwojenia pomiarowego nawiniętego wokół badanej próbki dla kilku częstotliwości testowych. opis postępu degradacji w przestrzeni trójwymiarowej l/l0, (r-r0)/ωl0, f, wyklucza występowanie (nakładanie) tych samych wartości sygnału mierzonego dla różnych, często krańcowo odmiennych stanów. w niniejszym artykule zaprezentowano wyniki badań z wykorzystaniem metody mptlc, mających na celu weryfikację założeń i sprawdzenie przydatności tej metody do oceny poziomu naprężeń czynnych w pręcie ze stali wysokostopowej o złożonej czułości magnetosprężystej. szczegóły badań badane tworzywo to rdzeń elektrody otulonej böhler fox nibas 70/20. skład chemiczny badanego tworzywa przedstawiono w tablicy i. tablica i. skład chemiczny badanego tworzywa [4] table i. the chemical composition of the tested material [4] c si mn cr ni mo ti nb co fe 0,04 0,4 5 19 ≥ 67 ≤ 1,5 ≤ 0,5 2 ≤ 0,08 3 w celu wyznaczenia własności mechanicznych przeprowadzono statyczną próbę rozciągania stosując się do wytycznych zawartych w [5]. wykres rozciągania został przedstawiony na rysunku 1. rys. 1. wykres statycznej próby rozciągania badanego tworzywa fig. 1. stress-strain curve of the tested material do pomiarów indukcyjności i rezystancji został wykorzystany mostek do pomiaru impedancji cem dt-9935. pozwala na wykonywanie pomiarów rezystancji, indukcyjności i pojemności dla 5 częstotliwości testowych 0,1; 0,12; 1; 10; 100 khz. schemat pomiarowy przedstawiono na rysunku 2. rys. 2. schemat ideowy wykonywania pomiarów fig. 2. schematic diagram of measurement właściwe badania przeprowadzano na próbkach walcowych o średnicy 4 mm i długości 140 mm. uzwojenie zostało nawinięte na karkasie o średnicy otworu wewnętrznego równej średnicy próbki. parametry uzwojenia pomiarowego: ilość zwojów n=1500, grubość drutu nawojowego dd=0,28 mm, długość cewki l=15 mm. próbka z nałożonym uzwojeniem była mocowana w szczękach maszyny wytrzymałościowej. po rozpoczęciu obciążania, próbka znajdowała się cały czas pod obciążeniem zwiększano tylko siłę tak, by naprężenie rosło o 50 mpa w stosunku do stanu poprzedniego. w przypadku próbki wybranej do analizy dało to 16 stanów pośrednich naprężenia od 0 do 750 mpa. w metodzie mptlc stan materiału jest opisywany za pomocą trzech parametrów [1]: – znormalizowana składowa impedancji ωl/ωl0, – znormalizowana składowa impedancji (r-r0)/ωl0, – częstotliwość napięcia testowego f. gdzie: ω = 2πf – częstość kątowa, l0 – indukcyjność cewki bez rdzenia, l – indukcyjność cewki z rdzeniem, r0 – rezystancja cewki bez rdzenia, r – rezystancja cewki z rdzeniem. jako wynik otrzymujemy przebieg znormalizowanych składowych impedancji dla wybranych częstotliwości testowych. przykładowy przebieg dla 5 wybranych częstotliwości testowych napięcia został przedstawiony na rysunku 3. rys. 3. przykładowy przebieg znormalizowanych składowych impedancji fig. 3. an example of the curve of normalized components of the impedance 47przegląd spawalnictwa vol. 87  12/2015 wyniki badań i ich analiza bezpośrednie wyniki badań w tablicy ii pokazano wartości indukcyjności l0 i rezystancji r0 cewki bez rdzenia. tablica ii. wartości indukcyjności l0 i rezystancji r0 cewki bez rdzenia table ii. the inductance l0 and resistance r0 values of the coil without core f [khz] 0,1 0,12 1 10 100 l0 [mh] 4,246 4,226 4,237 4,237 4,592 r0 [ω] 10,46 10,46 10,487 12,498 245,8 rozkład zmierzonych wartości indukcyjności l i rezystancji r jednej z próbek w funkcji naprężenia σ przedstawiono odpowiednio na rysunkach 4 i 5. rys. 5. zmiana rezystancji r cewki z próbką w funkcji naprężenia fig. 5. resistance r value changes as a function of stress rys. 4. zmiana indukcyjności l cewki z próbką w funkcji naprężenia fig. 4. inductance l vaule changes as a function of stress znormalizowane składowe impedancji dla każdego stanu naprężenia opracowano krzywą znormalizowanych składowych impedancji a przykładowy zbiorczy wykres otrzymany dla jednej próbki przedstawiono na rysunku 6 rys. 6. wykres znormalizowanych składowych impedancji fig. 6. curve of normalized components of the impedance stwierdzono, że dla najniższych mierzonych częstotliwości 0,1 i 0,12 khz obserwuje się największe różnice pomiędzy pośrednimi stanami naprężeń. w przypadku obydwu tych częstotliwości do naprężenia 350 mpa (symbol 8) obserwuje się spadek wartości składowej (r-r0)/ωl0. dalszy wzrost naprężenia powoduje również spadek składowej ωl/ωl0. w przypadku częstotliwości 1 khz do naprężenia 200 mpa wyraźny jest wzrost głównie składowej ωl/ωl0. dla wyższych wartości naprężenia obserwuje się spadek obu składowych. dla częstotliwości 10 i 100 khz zmiany w wartościach są na tyle małe, że nie można zaobserwować żadnych wyraźnych tendencji zmian do wartości 700 mpa. krzywa 750 mpa znacząco różni się przebiegiem od stanów wcześniejszych, co również jest dobrze widoczne dla częstotliwości wyższych – 1 i 10 khz. analiza powtarzalności otrzymywanych wyników w celu analizy powtarzalności otrzymanych wyników na rysunkach od 7 do 11 dla poszczególnych częstotliwości testowych przedstawiono rozkłady znormalizowanych składowych impedancji dla trzech badanych próbek. powtarzalność otrzymanych wyników uzyskano tylko w ograniczonym zakresie naprężeń i tylko w przypadku próbki s.1 i s.2. żaden z wyników dla próbki s.3 nie pokrywa się z wynikami otrzymanymi dla próbek s.1 i s.2. w przypadku próbek s.1 i s.2 największą powtarzalność wyników pomiarów otrzymano dla częstotliwości testowej 1 khz (rys. 9) w zakresie naprężeń 450 600 mpa. dla częstotliwości 0,1 khz (rys. 7) zaobserwowano zbieżność tylko składowej ωl/ωl0 dla naprężenia 550 i 600 mpa. dla częstotliwości 0,12 khz (rys. 8) zaobserwowano zbieżność tylko składowej ωl/ωl0 dla zakresu naprężeń 450 600 mpa. w pozostałym zakresie naprężeń występują rozbieżności obu składowych. występowanie początkowych różnic można tłumaczyć występowaniem różnych naprężeń resztkowych w próbkach, które nie były wyżarzane. mogło to mieć też wpływ na wyniki pomiarów w całym cyklu obciążania próbki. 48 przegląd spawalnictwa vol. 87 12/2015 rys. 7. rozkład znormalizowany składowych impedancji dla f=0,1 khz fig. 7. distribution of normalized components of impedance for f=0,1 khz rys. 8. rozkład znormalizowany składowych impedancji dla f=0,12 khz fig. 8. distribution of normalized components of impedance for f=0,12 khz rys. 9. rozkład znormalizowany składowych impedancji dla f=1 khz fig. 9. distribution of normalized components of impedance for f=1 khz rys. 10. rozkład znormalizowany składowych impedancji dla f=10 khz fig. 10. distribution of normalized components of impedance for f=10 khz rys. 11. rozkład znormalizowany składowych impedancji dla f=100 khz fig. 11. distribution of normalized components of impedance for f=100 khz 49przegląd spawalnictwa vol. 87  12/2015 wnioski stwierdzono, że istnieje wpływ naprężeń na parametry obwodu rlc w którym rdzeniem uzwojenia pomiarowego jest obciążana próbka. identyfikację stanu naprężeń można prowadzić analizując wszystkie mierzone częstotliwości lub skupiając się na jednej lub dwóch wykazujące największe zmiany znormalizowanych składowych impedancji. zagadnienie powtarzalności wyników badań wymaga dalszych prac, w których przeprowadzone zostaną badania wpływu stanu początkowego próbek oraz parametrów uzwojenia na otrzymane wyniki pomiarów. podziękowanie przedstawione.w.artykule.wyniki.zostały.uzyskane.w.badaniach.współfinansowanych.przez.narodowe.centrum.badań.i.rozwoju.w.ramach.umowy.sp/e/1/67484/10.–.strategiczny.program.badawczy.–.zaawansowane.technologie.pozyskiwania. energii:.opracowanie.technologii.dla.wysokosprawnych.„zero-emisyjnych”.bloków.węglowych.zintegrowanych.z.wychwytem. co2.ze.spalin . literatura [1] roskosz m., fryczowski k.: porównanie szumu barkhausena i własnego magnetycznego pola rozproszenia w odkształconych plastycznie próbkach ze stali s235 i p265gh, przegląd spawalnictwa, vol. 13, s. 35-40, 2012. [2] roskosz m., fryczowski k.: możliwości wykorzystania zmian własności magnetycznych do oceny stanu wytężenia stali kotłowych na przykładzie stali p265gh, energetyka vol. 8, s. 430-435, 2012. [3] żurek z. h., duka p.: obwody rlc w diagnostyce i eksploatacji maszyn, wydawnictwo politechniki śląskiej, gliwice 2014. [4] katalog produktów – welding guide firmy böhler welding, www.bohler-uddeholm.cz/media/prirucka_bohler_aj.pdf. [5] norma pn-en iso 6892-1:2010 metale próba rozciągania część 1: metoda badania w temperaturze pokojowej. imię i nazwisko kontakt do osoby zamawiającej (e-mail): adres nip jacek słania plany spawania – teoria i praktyka wydanie ii 1 egzemplarz książki: 90 zł (w tym 5% vat) w celu zamówienia książki należy wypełnić formularz i przesłać w formie skanu lub listu wraz z potwierdzeniem zapłaty na adres: redakcja – przegląd spawalnictwa aw simp ul. świętokrzyska 14a, 00-050 warszawa tel.: 22 827 25 42 | e-mail: redakcja@pspaw.pl wpłaty należy dokonać na rachunek bankowy: bank bph s.a. oddział w warszawie 45 1060 0076 0000 3200 0043 1836 podpis ______________________________________________________ firma oświadczam, że jestem podatnikiem vat i upoważniam firmę do wystawienia faktury bez podpisu zamawiam książkę plany.spawania.–.teoria.i.praktyka w redakcji przegląd spawalnictwa w liczbie ....... egz. ps 4 2018 www.pdf 52 przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 trwałość teowych połączeń spawanych   wykonanych ze stali s355 przy cyklicznym zginaniu   ze skręcaniem z uwzględnieniem obróbki cieplnej  durability of t-welded joints made of s355 steel under cyclic bending with torsion taking into account the heat treatment mgr inż. janusz lewandowski; dr hab. inż. dariusz rozumek, prof. po – politechnika opolska. autor korespondencyjny/corresponding author: janusz210@wp.pl streszczenie w pracy przedstawiono wyniki badań trwałości, inicjacji oraz wzrostu pęknięć zmęczeniowych próbek ze stali s355 z pachwinowymi spoinami w dwóch wariantach lica spoin (wklęsłych oraz wypukłych), poddanych zginaniu ze skręcaniem. badania przeprowadzono przy stałej wartości współczynnika asymetrii cyklu r = -1. w zaprezentowanych wynikach uwzględniono wpływ obróbki cieplnej na trwałości badanych próbek. słowa kluczowe: spawanie; zginanie ze skręcaniem; wzrost pęknięć zmęczeniowych; struktura; spoiny pachwinowe abstract the paper presents the test results of lifetime, initiation and fatigue crack growth of specimens, from steel s355 with fillet welds in two variants of the welds face (concave and convex), subjected to bending with torsion. the tests were carried out at a constant value of stress ratio r = -1. the results presented included the influence of heat treatment on lifetime of the specimens tested. keywords:  welding; bending with torsion; fatigue crack growth; structure; fillet welds wstęp prowadzone przez autorów badania trwałości teowych połączeń spawanych ze spoinami pachwinowymi mają swoje źródła w ciągle aktualnych problemach pojawiania się pęknięć w elementach pracujących urządzeń i konstrukcji. w przemyśle górniczym, zgodnie z przepisami [1], prowadzone są obowiązkowe, okresowe badania (w tym nieniszczące) poszczególnych elementów urządzeń, których współczynniki bezpieczeństwa nie mogą ulec obniżeniu. do takich urządzeń zalicza się głównie: wirniki wentylatorów np. wpk janusz lewandowski, dariusz rozumek przeglad welding technology review pracujących w stacjach wentylatorów głównego przewietrzania (rys. 1a), kół i bębnów pędnych maszyn wyciągowych, elementów dźwigniowych układów hamulcowych maszyn wyciągowych (rys. 1b) oraz kół linowych i odciskowych (rys. 1c) [2,3]. celem tej pracy jest przedstawienie wyników badań trwałości, inicjacji oraz wzrostu pęknięć zmęczeniowych próbek ze spoinami pachwinowymi (bez jak i po obróbce cieplnej), wykonanych ze stali s355, poddanych cyklicznemu zginaniu ze skręcaniem. rys. 1. wadliwe złącze spawane: a) łopaty wirnika wentylatora, b) dźwigni układu hamulcowego maszyny wyciągowej, c) koła linowego fig. 1. faulty welded joint of: a) fan rotor blade, b) hoist machine brake system, c) rope wheel a) b) c) doi:.http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v90i4 .882 53przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 rys. 2. próbki z pachwinowym spoinami: a) wklęsłymi, b) wypukłymi fig. 2. specimens with fillet welds: a) concave, b) convex rys. 3. pomiary twardości z podziałem na strefy fig. 3. hardness measurements with division into zones tablica i. podstawowe właściwości chemiczne i wytrzymałościowe stali s355 table i. chemical composition and mechanical properties of s355 steel badania doświadczalne do badań doświadczalnych użyto próbki wykonane ze stali s355. podstawowe właściwości chemiczne i wytrzymałościowe użytego materiału przedstawiono w tablicy i. materiałem wyjściowym był pręt ciągniony o średnicy ø30 mm, z którego wykonano elementy próbek połączone poprzez spawanie metodą tig w osłonie argonu. otrzymano w ten sposób próbki z teowymi złączami spawanymi (spoiny pachwinowe), w dwóch wariantach lica spoin. kształty i wymiary próbek spawanych (z wklęsłymi oraz wypukłymi spoinami) pokazano na rysunku 2. badania doświadczalne wykonano na próbkach spawanych bez obróbki cieplnej oraz na próbkach poddanych dwóm rodzajom obróbki cieplnej. pierwsza obróbka cieplna wykonana została poprzez poddanie próbek wyżarzaniu odprężającemu w temperaturze 630 °c przez 2 godziny. natomiast druga obróbka cieplna polegała na wyżarzaniu normalizującym w temperaturze 940 °c przez 1 godzinę. w celu wyeliminowania wadliwych próbek mogących wpłynąć na ostateczny wynik badań zmęczeniowych, wszystkie próbki zostały poddane badaniom nieniszczącym metodą magnetyczno-proszkową (mt) w świetle uv. badania doświadczalne wykonano z zastosowaniem maszyny zmęczeniowej typu mzgs-100 [4], przy stałej amplitudzie momentu ma = 9,20 n•m, przy współczynniku asymetrii cyklu r = -1 z częstotliwością obciążenia 28,4 hz. przyrosty długości pęknięć obserwowano oraz mierzono na bocznych powierzchniach próbek za pomocą mikrometru cyfrowego umieszczonego w mikroskopie przenośnym o powiększeniu 25x z dokładnością 0,01 mm oraz notowano liczbę wykonanych cykli obciążenia n. wyniki badań i ich analiza   wszystkie próbki spawane poddano pomiarom twardości metodą vickersa hv0,1 zgodnie z pn-en 1043-1 [5]. wyniki uśrednionych pomiarów twardości próbek bez obróbki cieplnej i po obróbce przedstawiono na rysunku 3. można zauważyć, że próbki bez oc, zwłaszcza w strefie wpływu ciepła, skład chemiczny stali w [%] c mn si p s cr ni cu fe 0,2 1,49 0,33 0,023 0,024 0,01 0,01 0,035 reszta właściwości wytrzymałościowe re [mpa] rm [mpa] a10 [%] z [%] e [gpa] ν 357 535 21 50 210 0,30 miały najwyższą twardość, lecz obserwuje się znaczne zróżnicowanie wartości. w próbkach poddanych wyżarzaniu odprężającemu twardości były mniejsze od twardości próbek bez oc, a rozkład twardości był bardziej równomierny. najmniejszą twardość stwierdzono w próbkach poddanych wyżarzaniu normalizującemu. na podstawie wykonanych serii badań (po 3 próbki na każdym poziomie) otrzymano wykresy obrazujące inicjację oraz kolejne przyrosty długości pęknięć zmęczeniowych (aż do zniszczenia próbek) w funkcji liczby cykli dla próbek ze spoinami wklęsłymi i wypukłymi poddanych obróbce cieplnej i bez niej (rys. 4). na rysunku 4a można zauważyć, że dla próbek ze spoinami wklęsłymi największe trwałości zmęczeniowe posiadały próbki bez oc. ich zniszczenie następowało przy wykonanej liczbie cykli 56000 z rozrzutem wyników do 8% (dla trzech zbadanych próbek). próbki poddane wyżarzaniu odprężającemu wykazywały mniejsze trwałości, a ich zniszczenie następowało przy liczbie cykli 23000 z rozrzutem wyników do 9%. najmniejsze trwałości zmęczeniowe otrzymano dla próbek po wyżarzaniu normalizującym, które przy liczbie 11000 cykli ulegały zniszczeniu z rozrzutem wyników do 9%. na rysunku 4b przedstawiono wyniki badań próbek ze spoinami wypukłymi. można zauważyć, że tak jak w przypadku spoin wklęsłych, największe trwałości zmęczeniowe posiadały próbki bez obróbki cieplnej, a ich zniszczenie następowało przy wykonanej liczbie cykli 55000 z rozrzutem wyników do 8%. mniejsze trwałości osiągały próbki poddane wyżarzaniu odprężającemu, gdzie ich zniszczenie następowało przy liczbie cykli 21000 z rozrzutem wyników do 9%. natomiast najmniejsze trwałości zmęczeniowe wykazywały próbki po wyżarzaniu normalizującym podobnie jak dla spoin wklęsłych, które uległy zniszczeniu przy liczbie cykli 5700 z rozrzutem wyników do 9%. z przedstawionych wyników badań można zauważyć, że niezależnie od kształtu lica spoiny, próbki poddane obróbce cieplnej wykazywały spadek trwałości zmęczeniowej. spadek trwałości zmęczeniowej dla próbek ze spoinami 54 przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 rys.  4.  długości pęknięć zmęczeniowych w funkcji liczby cykli przy zginaniu ze skręcaniem dla próbek: a) ze spoinami wklęsłymi, b) ze spoinami wypukłymi fig. 4. fatigue crack length vs. number of cycles under bending with torsion for specimens with: a) concave welds, b) convex welds rys. 5. mikrostruktura próbki spawanej po wyżarzaniu odprężającym (powiększenie 500x), struktura bainitu oraz wysokoodpuszczonego martenzytu i rozwój wtórnych pęknięć fig. 5. microstructure of the welded specimen after relief annealing (500x magnification), bainite and sorbitol structure and the development of secondary cracks rys. 6. mikrostruktura próbki spawanej po wyżarzaniu normalizującym (powiększenie 200x), ferryt z niewielką ilością perlitu fig. 6. microstructure of the welded specimen after normalizing annealing (magnification 200x), ferrite with a small amount of pearlite wklęsłymi i wyżarzonych odprężająco wyniósł 59% w porównaniu do próbek bez obróbki cieplnej. natomiast spadek trwałości próbek wyżarzonych normalizująco wyniósł 80% w porównaniu do próbek bez oc. różnice w trwałościach zmęczeniowych próbek ze spoinami wypukłymi i wklęsłymi były zbliżone. analizując dalej wyniki badań, autorzy zauważyli, że zmiany strukturalne zachodzące w badanym materiale, w wyniku przeprowadzonych obróbek cieplnych, wpływają na obniżenie trwałości zmęczeniowych. mikrostruktura stali s355 (materiału rodzimego) [2] charakteryzuje się drobnoziarnistą strukturą ferrytyczno-perlityczną wykazującą drobne równoosiowe ziarna ferrytu oraz bardzo drobny perlit w układzie pasmowym. na rysunku 5 przedstawiono mikrostrukturę materiału próbki spawanej poddanej wyżarzaniu odprężającemu. w strefie wpływu ciepła występuje gruboziarnista struktura bainitu oraz wysokoodpuszczonego martenzytu. główne pęknięcie przebiega poza spoiną oraz pierwotną swc w obszarze próbki o strukturze wysokoodpuszczonego martenzytu. od pęknięcia głównego rozwijały się liczne pęknięcia boczne inicjowane w obszarach bogatych w wydzielenia węglików. mikrostrukturę materiału próbki spawanej poddanej wyżarzaniu normalizującemu pokazano na rysunku 6. w przy padku wyżarzania normalizującego w spoinie i swc wytworzyła się struktura ferrytu z niewielką ilością perlitu, co stanowi główną przyczynę obniżenia trwałości zmęczeniowych badanych próbek. propagacja pęknięcia głównego przebiegała poza spoiną w jednorodnej strukturze ferrytyczno-perlitycznej strefy swc. występują również pęknięcia boczne propagujące po granicach ziaren. w obrębie złomu obserwuje się pękanie mieszane: kruche i plastyczne z obszarami dużych odkształceń plastycznych. biorąc pod uwagę wyniki badań, należy z dużą ostrożnością podejść do obróbki cieplnej złączy spawanych remontowanych, głównie w warunkach warsztatowych, urządzeń górniczych. niewłaściwe jej przeprowadzenie może w konsekwencji doprowadzić do niebezpiecznych zdarzeń. n, cykle a, m m n, cykle a, m m a) b) 55przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 literatura [1] rozporządzenie ministra energii z dnia 23 listopada 2016 r. w sprawie szczegółowych wymagań dotyczących prowadzenia ruchu podziemnych zakładów górniczych (dz. u. 2017 poz. 1118). [2] lewandowski j., rozumek d., hepner m.: badania połączeń spawanych poddanych wahadłowemu zginaniu, przegląd spawalnictwa, warszawa, vol. 88, 4/2016, s. 23-26. [3] lewandowski j., rozumek d.: cracks growth in s355 steel under cyclic bending with fillet welded joint, theoretical and applied fracture mechanics, vol. 86, 2016, pp. 342-350. podsumowanie  na podstawie przeprowadzonych badań połączeń spawanych poddanych cyklicznemu zginaniu ze skręcaniem można stwierdzić, że inicjacja pęknięć zmęczeniowych we wszystkich badanych próbkach rozpoczynała się z jednej strony i w stre fie wpływu ciepła. próbki bez obróbki cieplnej charakteryzowały się największą trwałością, przy czym nieznacznie większą trwałość miały próbki ze spoinami wklęsłymi. największą twardość materiału zmierzono w swc na próbkach bez obróbki cieplnej, a najmniejszą w próbkach po wyżarzaniu normalizującym, co jest związane z większą plastycznością złączy po obróbce. [4] rozumek d., macha e.: opis rozwoju pęknięć zmęczeniowych w materiałach sprężysto-plastycznych przy proporcjonalnym zginaniu ze skręcaniem, politechnika opolska, opole 2006, s. 196. [5] pn-en 1043-1:2000 spawalnictwo – badania niszczące metalowych złączy spawanych – próba twardości – próba twardości złączy spawanych łukowo. 201110_pspaw.pdf 4 przegląd spawalnictwa 10/2011 valerii .d. kuzniecow p.w. popowicz problemy regeneracyjnego napawania stali średnioi wysokowęglowych problems of restoration medium and high-carbon  steels by hard-facing prof. dr hab. inż. w.d. kuzniecow, inż. p.w. popowicz – politechnika kijowska, ukraina. streszczenie rozpatrzono zagadnienia odporności na zużycie w warunkach tarcia metal-metal warstw napawanych na podłoże wysokowęglowe. wykazano, ze korelacja między twardością i odpornością na zużycie występuje nie we wszystkich stalach węglowych i austenitycznych materiałów. stwierdzono, że materiały austenityczne pod względem odporności na zużycie przewyższają węglowe i są bardziej odpowiednie przy regeneracji powierzchni tarcia także pod względem technologii. abstract the technological peculiarities of restoration high carbon materials by hard-facing are marked. the comparative tests of the resistance wear in conditions under friction metal on metal are given. it is shown, that austenitic compositions are more preferable for restoration of high carbon materials. wstęp stal konstrukcyjna węglowa o duzej wytrzymałości, odporności na zużycie, wysokej właściwości sprężystej gatunków 60, 60g, 65, 65g, 70, 70g, 75, 80 i 85 jest stosowana po hartowaniu i odpuszczaniu do wytwarzania części pracujących w warunkach tarcia i oddziaływania wysokich obciążeń statycznych i wibracyjnych (tarcze sprzęgłowe, mimośrody, wrzeciona, walce, obręcze kół wagonów tramwajowych, koła suwnicowe, zawory wylotowe kompresorów), a także zużycia ściernego i obciążeń udarowych (części układów napędowych i kruszarek, zęby bron, pługi, noże). podstawowym składnikiem stopowym, określającym strukturę, właściwości i przeznaczenie tych stali jest węgiel. zwiększenie zawartości węgla zapewnia szczególne właściwości materiałom, łącząc wysoką wytrzymałość, twardość i odporność na zużycie. właśnie dlatego wysokowęglowe stale (o zawartości węgla ≥ 0,5%) są najbardziej rozpowszechnione w budowie maszyn, transporcie, narzędziowniach, tłocznictwie i innych gałęziach przemysłu. regeneracja zużytych powierzchni części maszyn i konstrukcji ze stali wysokowęglowych napotyka znaczne trudności. przy oddziaływaniu źródła ciepła podczas napawania regeneracyjnego powierzchni zachodzą przemiany polimorficzne z powstawaniem struktur martenzytycznych. tworzeniu takich struktur towarzyszą zmiany objętościowe w materiale i w następstwie naprężenia strukturalne, które sumują się z naprężeniami cieplnymi powstającymi wskutek oddziaływania spawalniczego źródła ciepła. zwiększony poziom naprężeń jest podstawową przyczyną powstawania pęknięć zimnych w różnych strefach warstwy napawanej i podłoża. podstawową metodą zapobiegania pęknięciom zimnym jest podgrzewanie wstępne lub podgrzewanie w czasie spawania, ponieważ zmniejszenie prędkości stygnięcia pozwala na uzyskanie mniej twardych struktur przejściowych bainitu, sorbitu, troostytu. przy regeneracji części maszyn i konstrukcji ze stali wysokowęglowych można wykorzystać zalecenia literaturowe. w pracy [1] na podstawie analizy dokumentu ii-1303-96 (iie-221-96) międzynarodowego instytutu spawalnictwa system klasyfikacji stopów do napawania utwardzającego podano zalecenia dotyczące wyboru materiałów na podstawie klasyfikacji ich składu chemicznego i mikrostruktury. wydzielono podstawowe grupy strukturalne i wprowadzono ich oznaczenia, 5przegląd spawalnictwa 10/2011 w szczególności: ferryt umocniony fazą wtórną – fwt; martenzyt m1, m2, m3, m4 w zależności od zawartości węgla i dodatków stopowych; martenzyt umocniony węglikami mk1, mk2, mek, mok; austenit typu a1 (cr, ni); austenit + ferryt typu af; austenit manganowy typu a2; austenit chromowo-manganowy a3; austenit umocniony węglikami a2k, a3k, aok, aek, akk [1]. w tablicy i przytoczono wyciąg z charakterystykami grup strukturalnych, które są zalecane do napawania warstw odpornych na zużycie ścierne dla warunków obciążeń udarowych i tarcia metal-metal. dane w tablicy i świadczą o tym, że możliwy skład chemiczny stopów wymienionych grup strukturalnych ma stosunkowo szeroki zakres zmian. nie pozwala to na jednoznaczne określenie składu chemicznego nawet dla wyodrębnionej grupy strukturalnej. można także przy ich regeneracji skorzystać z zaleceń normy en 14700 materiały dodatkowe do spawania – materiały dodatkowe do napawania utwardzającego, która dotyczy napawania powierzchni elementów nowych oraz naprawy metodą napawania elementów, które powinny charakteryzować się odpornością na oddziaływanie mechaniczne, chemiczne, cieplne lub ich łączny wplyw [2]. norma określa wymagania dotyczące klasyfikacji materiałów do napawania na podstawie składu chemicznego stopiwa, a także zawiera dane dotyczące właściwości stopów różnych typów, ich struktury i twardości oraz zalecenia dotyczące stosowania. brak jednolitych metod badania odporności na zużycie nie pozwala obecnie na przedstawienie właściwości określonych w tej normie (mechanicznych, cieplnych itd.) za pomocą kryteriów ilościowych. w związku z tym w odniesieniu do zużycia w warunkach tarcia metal-metal oraz innych rodzajów zużycia aktualne jest gromadzenie eksperymentalnych danych w ramach składów chemicznych stopów, które są zalecane dla danego rodzaju zużycia. celem pracy jest ocena odporności na zużycie materiałów do napawania zalecanych ze względu na skład chemiczny i strukturę do pracy w warunkach tarcia metal-metal. według [1, 2] stosunkowo wysoką odporność na zużycie w warunkach tarcia metal-metal przy występowaniu obciążeń zapewniają materiały o matrycy martenzytycznej, umocnionej węglikami, a także z metastabilną strukturą austenitu manganowego i chromowo-manganowego, skłonnego do umocnienia odkształceniowego i utwardzenia wskutek przemian fazowych. otrzymanie takich struktur, szczególnie przy regeneracyjnym napawaniu zużytych powierzchni, zależy nie tylko od składu chemicznego materiałów dodatkowych do napawania, ale także od warunków chłodzenia. ten czynnik uwzględniano podczas badań, stosując do napawania zarówno elektrody otulone, jak i druty proszkowe. przebieg i wyniki badań struktury martenzytyczne i austenityczne otrzymywano przez dobór materiałów dodatkowych do napawania i energii liniowej napawania. przy napawaniu kompozycji austenitycznych stosowano zalecenia zawarte w pracy [3]. skład chemiczny doświadczalnych napoin podano w tablicy ii. badania odporności na zużycie przeprowadzano na urządzeniu do badania ścieralności m-22 wg schematu wał–klocek. zastosowano próbki o długości 20 mm i szerokości 10 mm z walcowym rowkiem w postaci segmentu o promieniu 20 mm i cięciwie 20 mm. jako przeciwpróbkę wykorzystano tarczę o średnicy 40 mm, wykonaną ze stali 75 o twardości 300÷350 hb. warunki badań: nacisk na próbkę р = 0,5 ± 0,1 mpa; prędkość tarcia v = 3 ± 0,25 m/s; temperatura badań т = 60 ± 20оc; czas trwania badania t = 1 h. tablica i. podstawowe charakterystyki i obszar zastosowań materiałów do napawania table i. basic characteristics and applications of materials for hard-facing wskaźnik grupa strukturalna materiałów do napawania mk1 а2 а3 а2k, а3k skład chemiczny, % (0,5÷1,5)%c, cr+w+mo+v(co) = 7÷16% (0,7÷1,2)%c, mn+cr+ni = 13÷25%; zwykle 12÷14% (mn+cr) i lub ni (0,5÷0,7)%c, mn+cr = 25÷35% (0,9÷1,7)%c, mn+cr+n = 15÷30% mikrostruktura martenzyt z siatką węglików po napawaniu, możliwa niewielka ilość austenitu szczątkowego austenit lub austenit umocniony węglikami, obróbka cieplna prowadzi do kruchości austenit, obróbka cieplna niepożądana austenit z węglikami o dużym stopniu rozproszenia twardość 55÷62 hrc po napawaniu, odpuszczanie w 750°с w ciągu 4,5 h obniża twardość ok. 200 hb po napawaniu ok. 200 hb po napawaniu 250÷300 нв po napawaniu, podczas pracy następuje umocnienie do 45 hrc odporność na udary wysoka wysoka wysoka wysoka odporność na tarcie metal-metal wysoka wysoka wysoka wysoka obszar zastosowań warzędzia do pracy na gorąco (т ≤500°с): noże do cięcia drutu, narzędzie skrawające itd. napawanie elementów pracujących w warunkach tarcia metal-metal lub zużycia ściernego w połączeniu z obciążeniem udarowym elementy pracujące w warunkach wysokich obciążeń udarowych i tarcia metal-metal. elementy pracujące w warunkach wysokich obciążeń udarowych w połączeniu ze zużyciem ściernym dużymi cząsteczkami 6 przegląd spawalnictwa 10/2011 próbki ważono przed i po badaniu na wadze laboratoryjnej z dokładnością 0,0001 g. zużycie wagowe określano jako różnicę masy (δm) próbki przed próbą tarcia i po badaniu. równolegle mierzono twardość jako jeden ze wskaźników stosowanych w dokumentacji technicznej regeneracji, jakościowo charakteryzujący odporność na zużycie. badaniom poddano otrzymane metastabilne struktury austenityczne, struktury sorbitu hartowania i drobnoiglastego martenzytu w matrycy austenitycznej, a także martenzytu. wyniki badań napawanych próbek przytoczono w tablicy iii. wyniki badań wykazały, że bezpośrednia zależność między twardością i odpornością na zużycie występuje nie we wszystkich przypadkach, zarówno dla kompozycji węglowych, jak i austenitycznych. przykładowo struktura martenzytyczno-bainityczna ma mniejszą odporność na zużycie (δm = 0,08 g) przy podwyższonej twardości (42 hrc) względem podłoża (32 hrc). austenityczna struktura z twardą składową (austenit + sorbit hartowania) przy takich samych wartościach twardości (42 hrc), jak i struktura martenzytyczno-bainityczna, ma odporność na zużycie (δ m = 0,11 g), bliską wysokowęglowemu podłożu (δm = 0,12 g). austenityczne kompozycje z twardą składową (austenit + drobnoiglasty martenzyt) w porównaniu z podłożem wysokowęglowym przy praktycznie jednakowej twardości (31÷32 hrc) mogą mieć pięciokrotnie wyższą odporność na zużycie (δm = 0,022 g) i odwrotnie, przy większej twardości (austenit + sorbit hartowania) – odporność na zużycie praktycznie jednakową z podłożem. chromowo-niklowo-manganowa kompozycja ma dwukrotnie wyższą odporność na zużycie (δm = 0,065 g), niż wysokomanganowa (δm = 0,11 g), przy praktycznie nieznacznej jednakowej twardości początkowej (13÷15) нrc. stwierdzone właściwości metastabilnych struktur austenitycznych mogą być wynikiem tego, że w przyjętych warunkach badań odporności na zużycie kompozycje chromowo-niklowo-manganowa i chromowomanganowa wykazują skłonność do umocnienia odkształceniowego i utwardzenia wskutek przemian fazowych. kompozycja manganowa w tych warunkach takiej skłonności nie wykazuje i otrzymane wyniki odzwierciedlają wartości odporności na zużycie w stanie wyjściowym po napawaniu. na rysunku 1 przedstawiono niektóre z badanych struktur typu martenzytycznego i austenitycznego. struktura sorbitu hartowania (rys. 1a) odpowiada materiałowi podłoża (stal r75 w stanie dostawy). struktura przedstawiona na rysunku 1b stanowi kompozycję bainityczno-martenzytyczną (tabl. ii, stopiwo 30). struktura pokazana na rysunku 1c to chromowo-manganowy austenit (tabl. ii, stopiwo 7). struktura przedstawiona na rysunku 1d stanowi drobnoiglasty martenzyt w matrycy austenitycznej. struktury martenzytyczne pod względem twardości i odporności na zużycie mają wyższe wskaźniki niż wysokowęglowe podłoże, jednak przy napawaniu takiej kompozycji w ściegach pojawiają się pęknięcia, w związku z czym niemożliwe jest ich stosowanie bez podgrzewania wstępnego. przy napawaniu kompozycji austenitycznych nie obserwuje się powstawania pęknięć w ściegach i strefie przyspoinowej. wyniki badań odporności na zużycie potwierdzane są danymi analizy fraktogramów powierzchni tarcia (rys. 2). dla metastabilnego austenitu powierzchnia tarcia ma jednorodną mikrogeometrię powierzchni bez śladów wykruszania i charakterystycznej struktury bruzdowej powstającej w wyniku plastycznego odsuwania materiału z powierzchni tarcia przez cząstki ścierające. tablica ii. skład chemiczny stopiwa table ii. chemical composition of weld metal n r st op iw a zawartość pierwiastków, % wag. c cr mn ni si mo v ti cu 0,7 0,05 0,89 0,04 0,25 30 0,5 1,1 0,8 1,7 0,43 0,5 0,4 10 0,62 20,8 9 2 0,55 0,5 0,17 23 0,27 4,5 5 0,2 0,08 26 0,5 0,2 11 0,08 0,8 0,3 9 0,22 13 5,8 6 0,6 1,4 0,4 0,9 7 0.11 11 10 0,8 tablica iii. wyniki badań napawanych kompozycji table iii. examination results of material compositions hard-facing nr stopiwa struktura twardość, hrc przeciwciało/próbka zużycie, δm, g 24 podłoże – sorbit 30 / 32 0,12 30 martenzyt + bainit 30 / 42 0,08 23 austenit + sorbit hartowania 30 / 42 0,11 10 austenit + martenzyt drobnoiglasty 30 / 31 0,022 7 austenit chromowo-manganowy 30 / 28 0,05 9 austenit chromowo-niklowo-manganowy 30 / 15 0,065 26 austenit wysokomanganowy 30 / 13 0,11 rys. 1. mikrostruktury podłoża i napawanych kompozycji (300x) fig. 1. microstructures of substrat and metal compositions hard-facing (300x) a) b) c) d) 7przegląd spawalnictwa 10/2011 charakterystyczną cechą morfologiczną powierzchni tarcia matrycy austenitycznej ze składnikiem twardym jest występowanie bruzd, których wymiary geometryczne zmieniają się w szerokim zakresie, co świadczy o niejednorodności struktury i odpowiednio o odporności na zużycie strukturalnych składowych kompozycji stopiwa. największy efekt wzrostu odporności na zużycie napawanego materiału w porównaniu z wysokowęglowym podłożem obserwuje się w kompozycjach austenitu chromowo-manganowego i chromowo-niklowo-manganowego, a także austenitu z drobnoiglastym martenzytem, dzięki czemu są bardziej przydatne do regeneracji powierzchni elementów pracujących w warunkach tarcia ślizgowego i działania obciążeń. dane te są zgodne z wynikami pracy [4] dotyczącej badań analogicznego materiału podstawowego i materiałów klasy ferrytycznej oraz austenitycznej. otrzymane wyniki i wnioski zostały sprawdzone przy regeneracji rozjazdów (iglic) kolejowych. miały one znaczne zużycie boczne (do 18 mm) i dużą ilość pęknięć zmęczeniowych, które usuwano za pomocą wycinania mechanicznego. napawanie ściegów na iglicach prowadzono nanosząc je kolejno od dolnej części główki szyny do powierzchni jezdnej. uwzględniając zmienne rozmiary zużycia bocznego na wysokości główki szyny, pierwsze ściegi napawano, stosując następujące parametry: i = 350 a; u = 32 v; vnap = 18 m/h; a przy układaniu kolejnych ściegów parametry: i = 400 a; u = 34 v; vnap = 18 m/h. w związku ze znaczną długością iglic (do 6 m) napawanie prowadzono odcinkami. stosowano topnik an-26p. orientacyjny skład chemiczny stopiwa: 13% cr; 13% mn; 2% ni; 1% mo; 1% v. na rysunku 3a pokazano pierwszy napawany ścieg, a na rysunku 3b – proces napawania kolejnego ściegu. w napawanych bez podgrzewania wstępnego na wysokowęglowe podłoże ściegach o strukturze austenitu chromowo-manganowego nie występowały pęknięcia ani w warstwie napawanej, ani w strefie wpływu ciepła. napawane iglice zostały umieszczone na odcinku trasy kolejowej między stacjami kijów – browary. rys. 2. fraktogramy powierzchni tarcia: a) chromowo-manganowy austenit, b) sorbit hartowania w matrycy austenitycznej, pow. 100x fig. 2. fractograph of friction surfaces: a) chromium-manganese austenite b) sorbitol hardening austenitic matrix, magn. 100x rys. 3. napawanie: a) pierwszego ściegu, b) proces układania kolejnego ściegu fig. 3. the view of first bead (a) and the process of second bead laying (b) wnioski metastabilne kompozycje austenityczne mają wyższą odporność na zużycie w porównaniu ze stalami wysokowęglowymi (w tym martenzytycznymi), literatura [1] мазель ю.а., кусков ю.в., полищук г. н.: классификация сплавов на основе железа для восстановительной и упрочняющей наплавки. сварочное производство. 1999. № 4, s. 35-38. [2] рябцев и.а., проценко н.а.: гармонизация стандартов на наплавочные материалы в соответствии с требованиями европейского стандарта en 14700 «сварочные материалы – сварочные материалы для наплавки». сварщик, 2007. № 5, s. 30-36. [3] каленский в.к., черняк я.п., васильев в.г., соломийчук т.г. влияние погонной энергии на образование отколов в зтв высокоуглеродистой стали м76 при наплавке аустенитными проволоками. автоматическая сварка. 2001. №11, s. 11-14. [4] черняк я.п. сравнительная оценка износостойкости электродных материалов, применяемых для восстановления трамвайных рельсов. автоматическая сварка. 2007. № 12, s. 41-43. * w pracy brali udział dr inż. w.a. makowiej, dr inż. s.m. getmaniec i inż. d.w. stiepanow. co stanowi o ich lepszej przydatności regeneracji powierzchni elementów pracujących w warunkach tarcia i działania obciążeń. a) b) a) b) welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(5) 2019 27 doi http://dx.doi.org/10.26628/wtr.v91i5.1003 article computational fatigue durability of butt welds with cracks in the flanges of the solid-web girder of the railway bridge bernard wichtowski1,* 1 west pomeranian university of technology, szczecin, poland * correspondence: prof. bernard wichtowski, marek.wichtowski@zut.edu.pl received: 12.03.2019; accepted: 09.04.2019 abstract: in 2018, passed the 40th anniversary of the death of prof. andrzej fabiszewski (1924-1978), a forerunner of testing the quality of butt welds in exploited railway bridges. one of the first surveyed facilities was the viaduct on the poznań-szczecin line discussed in the article. a very bad state of welds was found and there were 61 internal cracks. in order to estimate the durability of the facility, strength tests of the steel of the structure were carried out and static calculations were made against standard and operational loads. the fatigue life of a crack in a flange joint of one girder was also analyzed. the results of these tests are included in the article. keywords: steel bridges; fusion-welded joints; fatigue strength introduction due to the progressive degradation of the bridge infrastructure, the issue of its sustainability is a global problem. since the seventies of the twentieth century, it has been assumed that the quality of welds is of decisive importance for the durability of welded structures. the influence of welding incompatibilities, and in particular cracks in the welds, should be considered individually in accordance with the fitness of purpose methodology. according to the fitness of purpose method, it is possible to determine whether a given welding incompatibility is acceptable from the point of view of fracture mechanics and the actual load state of the joint [1÷4]. already in the 1950s, the precursor of the fitness of purpose idea in poland was prof. andrzej fabiszewski (1924-1978). it was thanks to the professor under the agreement with the ministry of transport mk133-06-02-04, in 1954-1990, x-ray examinations of welds of the leading bearing girders of approximately 200 exploited bridges across the country were carried out. on the occasion of the 40th anniversary of the death of the professor, his collaborators wish to bring the professor's scientific activity closer with this article and article [5]. it was professor fabiszewski who in 1957-1958 described the results of tests of butt joints in 10 railway bridges, in which 984 roentgenograms of welded joints were made [6,7]. negative test results for riveting joints with cracks in several objects. among others: the first welded in poland (from 1937-1939) four bridges on the railway line nasielsk-toruń (1959), a nine-span truss bridge (7 x 66.0 m + 2 x 16.0 m) by the vistula river under the citadel in warsaw (1962) and a viaduct on the line poznań-szczecin 212.26 km (1958). the decision to strengthen cracked joints was made on the basis of calculations from static standard loads, without experimental and theoretical fatigue analysis [3,8]. the paris' formula considered the first one, in which the values from the fracture mechanics dl/dn = c(k)m were taken into account in 1957, and the coefficients c and m are experimental factors (h. takashima) from 1973, while the laboratory tests of cracks in the welds with rhombic overlays, the author carried out in the nineties of the twentieth century, obtaining the results shown in figure 1 [9]. using the regression line equation from these tests, the useful life of the viaduct was determined, which was presented in [10] ‒ figure 2. this analysis took into account the technical condition of the structure after repeated field tests in 1984. durability should be understood as the number of load cycles that the girder can transfer from the beginning of the crack with a given length (width), to the growth of the crack to the critical dimension at which its avalanche propagation will begin (brittle fracture). in recent years, several countries (canada, the united states, the united kingdom, switzerland and denmark) have adopted a new probabilistic assessment of the bearing capacity of used bridges. it is a method of separated, calibrated safety factors with reduced requirements in relation to newly designed structures ‒ according to the author, the "redundancy" method [11]. based on the requirements of this http://dx.doi.org/10.26628/wtr.v91i5.1003 mailto:marek.wichtowski@zut.edu.pl welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(5) 2019 28 method and the fitness of purpose method, the article analyzes the fatigue life of the most dangerous fracture of the viaduct. in addition, the calculations are supposed to justify the purposefulness of reinforcement of flange welds with cracks, which was made in 1959. fig.1. regression line with the confidence interval and the results of fatigue tests of 16 samples (p − range of pulsating stress, ni − number of load cycles) fig. 2. bridge service life in the function of zrj, popr. and number of load cycles viaduct construction and testing the supporting structure of the triple-track viaduct, with the bottom roadway, is 6 welded plate girders with a support span of 15.0 m (fig. 3 and 4). the girders have a web with a section of 1700 x 12 mm, whose plates are joined at the length of the girder with two and exceptionally on the f bearer with three butt welds covered with double-sided gibs of t = 8 mm. these contacts are located at a distance of 4.50 m from supports on girders a, b (track no. 3) and c, d (track no. 2) and at distances 0.76 m and 2.80 m on the girder e, and on the girder f according to figure 3. the plate girders' flanges have a fixed width and variable thickness over the length of the viaduct (fig. 3b and 3c). the individual sections of the flanges are connected with a butt weld, and the number of these joints, depending on the girder’s construction, ranges from 2 to 5 in the flange. all flange joints, with the exception of 10 mm outer cap joints in girders a and b (8 joints in total), are covered with onesided diamond pads of dimensions given in figure 3. damaged samples undamaged samples number of load cycles s tr e ss fatigue strength of cracked joints range of load cycles number stress range for operational cracks area of confidence in fatigue strength of welds with cracks welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(5) 2019 29 fig. 3. a) girder f in the track no. 1, b) cross-sections of girder plates: a,b,c,d and c) of girders e and f fig. 4. general view of the railway viaduct the construction of the viaduct has been subjected to x-ray examinations twice, after 9 and 36 years of operation. the research involved the butt welds of 13 vertical joints of webs and 34 horizontal joints in flanges (18 in upper and 16 in lower flanges). in total, 132 roentgenograms of welds were performed. the numerical list of the tested joints and their determined quality levels in a particular viaduct are shown in table i. table i. a numerical list of welds according to the quality level (in the nominative number of radiographs with cracks) girder and track joints rtg. quality level of welds type number b c d >d 1 2 3 4 5 6 7 8 a i b track 3 upper flange web bottom flange 6 4 6 12 20 10 − − − 4 1 3 1 3 1 7/3 16/12 6/2 c i d track 2 upper flange web bottom flange 4 4 4 7 20 8 − − − 1 1 − − − − 6/3 19/19 8/6 e i f track 1 upper flange web bottom flange 10 5 10 16 25 14 1 1 − 5 − 1 4 2 3 6/5 22/21 10/4 in total upper flange web bottom flange 20 13 20 35 65 20 1 1 − 10 2 4 5 5 4 19/11 57/52 24/12 in total 53 132 2 16 14 100/75 welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(5) 2019 30 the roentgenograms of welds, in accordance with the provisions of pn-x/m-69772, were qualified to the appropriate defect class r1÷r5. currently, these classes are comparable with the quality levels of welds: b +, b, c, d and >d, determined according to pn-en iso 5917: 2014 and according to these quality levels welds in table i are described. qualification of up to 114 tested weld sections (86.4%) to the level of quality d and >d indicates a very low quality of butt welds in the viaduct. these joints are unacceptable in new bridge constructions. 75 roentgenograms (56.8%) showed 61 cracks, whose length was 10 to 410 mm in the webs and from 40 to 420 mm in the flanges. the found cracks in primary research, in 1957, were the reason for riveting the flange joints. in total, 14 joints were riveted; 6 joints in the upper and 8 in the bottom flanges. spectrometric chemical analysis of the steel sheet of the upper girder's overlay e (t = 13 mm) showed the composition given in the table ii. at the same time, for chemical purposes, the chemical composition of st4s and st4v steel according to pn-88/h-84020 was also given there. the analysis of the chemical composition of steel shows that a significant phosphorus content of 0.107% has a decisive impact on the properties of the steel tested. phosphorus above 0.05% causes coarse graining of the steel and much greater brittleness. it also increases rm, reh and hb, and reduces elongation and impact strength. due to the tendency to segregate, it may cause hot or cold cracks. the hot fracture resistance index calculated has an hcs value of 11.62 and exceeds the limit value of 4.0 for low carbon steel [12]. in contrast, the carbon equivalent due to cold cracking ce’= 0.318 and the hardness of the heat affected zone equals hvmax = 182. these values are lower than the limit values ce’ = 0.4 and hv = 300. table ii. chemical composition of bridge steel and compared steel type of steel chemical composition, % wt. c mn si p s cu cr ni girder e 0.12 0.535 0.02 0.107 0.054 0.032 0.064 0.042 st4s max 0.24 max 1.10 max 0.15 max 0.05 max 0.05 max 0.30 max 0.30 max 0.30 st4v max 0.18 max 1.30 max 0.15 max 0.04 max 0.04 max 0.30 max 0.30 max 0.30 using a sample for chemical tests and a sample from the lower girder's flange overlay e (t = 13 mm), steel hardness measurement was carried out using the brinell's method, from which the values of rm = 528 and 422 mpa and re = rm = 0.65528  340 were determined and 275 mpa. the values of these limits are in the values provided for by the metallurgical standard for steel st4s and st4v with the size rm = 420÷550 mpa and remin = 275 mpa. steel impact tests carried out on charpy's specimens made of e-girder's flange steel showed its high aging. the following values of impact energy were obtained: kv = 6.5, 22.7 and 57.0 j at temperature: -20 °c; 0 °c i +20 °c. stress analysis in welds and fatigue life of a flange crack the purpose of the global assessment of the behavior of the bridge structure was the strength analysis of the maximum loaded butt joints of the individual girder (table iii). the stresses were determined from the constant load and from the basic standard load system at the class k = +2 and the operational load with two et21 electric locomotives (col. 3÷5). the dynamic coefficient  = 1.212 is taken into account. column 6 shows the load asymmetry coefficient  = e/n, and column 7 shows the number of load cycles after 70 years of operation (24 and 17 trains per day). table iii. maximum stress values in butt joints and coefficients  and ni girder type of joint max. stress in mpa  = e/n load cycles ni  106 fixed load load system p − norm. p − exploit. 1 2 3 4 5 6 7 a, b web bottom flange 20.5 26.3 102.9 141.1 45.4 59.1 0.441 0.419 0.613 c, d web bottom flange 20.7 22.9 103.1 121.6 45.4 51.4 0.440 0.423 0.434 e, f web bottom flange 23.7 28.7 117.3 144.7 50.9 64.5 0.434 0.446 0.613 welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(5) 2019 31 the most dangerous one was the crack in the butt joint with a cross-section of 430  13 mm in the bottom flange of the girder f. vertical crack in the root zone of the weld has a height of 2a = 4 mm over the entire width of the cover: 2b = 2l = 430 mm. the coordinates of the cracking center y = 856.5 mm, and the stresses are: n = 140 mpa, (e = 62.4 mpa) and cw = 27.7 mpa. the calculations were made according to [8] for the standard and operating load, the results of which are given in brackets. critical crack depths were calculated using the formula: 𝑎𝑘𝑟 = 𝐾𝐼𝑐 2 𝛼𝜋𝜎2/𝑄 = 8,7 ∙ 10−3; (48,010−3) m > 0,5 t − a = 4,510−3 (1) with values:  = 1.0 − for internal crack, q = 0.86; (0.94) − according to fig. 2.10. [8], kic = 25 mpam1/2 − for steel grade st3 identical values were obtained from the g.r. irwin formula: 𝐾𝐼𝑐 2 = 𝛼𝜋𝛼𝑘𝑟𝜎 2 𝑄 (2) critical cracking depths are greater than half the thickness of the 0.5t cover plate = 6.5 mm, so the formula for the number of cycles to destroy the element (3) should be from a0 = 2 mm to ak = 6.5 mm: 𝑁𝑐𝑟 = 2𝑄𝑚/2 (𝑚−2)𝐶∆𝜎𝑚𝑀𝑘 𝑚𝜋𝑚/2 ( 1 𝑎 0 (𝑚−2)/2 − 1 𝑎 𝑘 (𝑚−2)/2) (3) where: the c and m constants are determined by h. takashima's formulas: logc = 0.00483re − 12.432 = −11.104 → c = 7.87510−12 (4) m = 4.52 − 0.0026re = 3.80 dla re = 275 mpa correction coef. mk = 1−0,1(l/b) + (l/b)2 = 1.9  = 112.3 mpa, (34.7mpa) after inserting (4) to (3) and performing arithmetic operations, we obtained: ncr = 4194; (430736) (5) the number of load cycles obtained should be converted into spectra of real loads. it was assumed that it is analogous to the british railways shown in figure 6 according to [13,14]. by treating ncr as the number of cycles of maximum loads that cause the same fatigue failure as the number of stepwise-variable real loads cycles, the maximum number of nmax cycles was calculated from the swanson's formula [14]: 𝑁𝑐𝑟 / 𝑁𝑚𝑎𝑥 = ∑ ( 𝑁𝑖 𝑁𝑚𝑎𝑥 )4𝑖=1 ( 𝜎𝑖 𝜎𝑚𝑎𝑥 ) 2 = 0,1976; (0.1976) (6) finally, the number of load cycles was obtained for individual loads: nn−max = 4194/0.1976 = 21225; (ne-max = 430736/0.1976 = 2179838). with the assumed operational loads in the form of two et21 electric locomotives and a permanent load, the cracks in the analyzed butt joint will not develop into fatigue cracks throughout the lifetime of the facility. fig. 5. stress spectrum for the girder of viaduct [13] welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(5) 2019 32 summary • the results of x-ray examinations of butt welds in the viaduct confirmed that their quality is very low. • the analysis of figure 2 shows that the alignment of zrj with a stress of e = 103.3 mpa will occur after 89.4 years of operation of the viaduct; in the case of constancy of the daily travel of 24 trains (without taking into account the load spectrum). • the calculations confirmed the validity of assumptions of the new method for assessing the durability of bridges, the "redundancy" method, regarding accepting actual loads from vehicles on a given used facility. • based only on calculations from standard loads, riveting the flange joints with cracks in 1958 seems right. • in the presented fatigue calculations of the fracture, the influence of the rhombic overlay on the joint and stress concentration were completely omitted [9]. resources [1] klimpel a., testing and quality assurance in welding. part 1, wydawnictwo politechniki śląskiej, gliwice 1998. [2] rykaluk k., wichtowski b., strength of a bridge structure with cracks in butt welds. proceeding of xliii scientific conference kiliw pan i knpzitb, t. 5, krynica-poznań 1997. [3] wichtowski b., fatigue strength of welded butt joints in steel railway bridges. scientific thesis of west pomeranian university of technology, no. 572, szczecin, 2002. [4] wichtowski b., welded butt joints in railway bridges according to fitness for purpose. welding technology review, 2016, vol. 88(5), 34-38. [crossref] [5] wichtowski b., pysiak k., quality of welded butt joints in szczecin railway bridges. biuletyn instytutu spawalnictwa w gliwicach, 2018, vol. 62(4), 59-67. [6] fabiszewski a., previous x-ray examinations of bridge constructions, scientific thesis of west pomeranian university of technology, nr 6/1958. [7] fabiszewski a., causes of welds breaks of a railway bridge. welding technology review, 1958, (7). [8] kocańda s., szala j., basics of fatigue calculations, pwn, warsaw, 1997. wichtowski b., wichtowski m., fatigue strength of butt welds with overlays according to eurocode 3. welding technology review, 2011, vol. 83 (3), 36-43. wichtowski b., the railway viaduct with the fractures of the butt welds in the light of research, problems of design, construction and maintenance of small bridges. iv national conference n-t. dwe, wrocław, poland 1999. [9] wisniewski d., casas j.r., ghostn m., codes for safety assessment of existing bridges – current state and further development, structural engineering international, 2012, 4. [crossref] [10] blicharski m., materials engineering, steel. wnt, warsaw, poland, 2004. [11] gurney h., fatigue of welded structures, wnt, warsaw, poland 1973. [12] czudek h., pietraszek t., durability of steel bridge constructions under variable loads. wkł, warsaw, poland 1980. © 2019 by the authors. submitted for possible open access publication under the terms and conditions of the creative commons attribution (cc by) license (http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/). http://dx.doi.org/10.26628/ps.v88i5.609 https://doi.org/10.2749/101686612x13363929517857 201401_pspaw_1489.pdf 13przegląd spawalnictwa 1/2014 wojciech czaplejewicz zdzisław kondrat spawanie hartowanej stali boron 27 dobór spoiwa i parametrów spawania welding boron 27 steel in the hardened state selection of filler and welding parameters stre zczenie przeprowadzono badania w zakresie doboru spoiwa i parametrów spawania hartowanej stali boron 27, a także zbadano właściwości wytrzymałościowe otrzymanych połączeń doczołowych. zastosowano spoiwa esab ok. autorod 12.64, esab ok. aristorod 13.29, böhler x 70-ig, easb ok. tubrod 15.14. dla spoiwa easb ok. tubrod 15.14 nie uzyskano poprawnych parametrów spawania w zakresie badań wizualnych. w wyniku badań na rozciąganie próbek stwierdzono, że pękały one w strefie wpływu ciepła, a właściwości wytrzymałościowe nie różniły się w sposób istotny dla wszystkich zastosowanych spoiw. badania na zginanie pokazały jednak, że pozytywnie przeszły próbę próbki spawane spoiwami esab ok. autorod 12.64 i esab ok. aristorod 13.29. słowa kl czowe stal hartowania, spoiwo, parametry a tract the research was conducted in the field of the selection of filler and welding parameters for hardened boron 27 steel. the endurance properties of the obtained frontal joints were also tested. the following fillers were applied: esab ok. autorod 12.64, esab ok. aristorod 13.29, böhler x 70-ig, easb ok. tubrod 15.14. appropriate welding parameters were not attained for the filler easb ok. tubrod 15.14 (visual examination). the tensile strength tests on the samples resulted in their fractures in the heat-affected zones. the endurance properties did not significantly vary as far as all the applied fillers are concerned. however, the bending strength tests gave a positive result for the samples welded with the following fillers: esab ok. autorod 12.64 and esab ok. aristorod 13.29. ey word : hardened steel, filler metal, parameters t p elementy maszyn rolniczych, takie jak: lemiesze pługów, części bron, kultywatorów, elementy robocze kosiarek, zgrabiarek, przetrząsaczy itp., pracują w warunkach sprzyjających intensywnemu procesowi zużywania ściernego. stykają się ciągle z materiałami w postaci ziaren piasku, różnymi częściami roślin, w tym z twardymi łodygami krzewów i młodych drzew. od takich elementów wymagana jest zatem duża odporność na ścieranie, a ze względu na znaczne obciążenia zewnętrzne podczas ich eksploatacji – charakteryzować się powinny korzystnymi właściwościami wytrzymałościowymi. odporność na zużywanie ścierne elementów maszyn jest zależna od twardości względnej materiału ściernego (w stosunku do materiału ulegającego zużywaniu), nacisków jednostkowych, częstości wymiany tych produktów w obszarach tarcia, prędkości poślizgu i wielu innych czynników. w przypadku elementów maszyn rolniczych, na niektóre z warunków sprzyjających zużywaniu ściernemu nie mamy wpływu, możemy jedynie wpływać na twardość materiału tych elementów. ponieważ między względną odpornością na zużycie ścierne a twardością stali różnych gatunków występuje liniowa zależność [1], na elementy maszyn narażone na zużywanie ścierne należy stosować materiały o możliwie największej twardości. dużą twardość stali uzyskuje się w procesie hartowania. po hartowaniu stal wykazuje jednak bardzo małą plastyczność. niektóre elementy robocze maszyn rolniczych mają przestrzenne kształty i mogą być wykonywane tylko metodą tłoczenia przy zastosowaniu dodatkowo spawania przy ich łączeniu. przy małej plastyczności materiału technologia tłoczenia nie jest możliwa do zastosowania. dobrą plastycznością charakteryzuje się stal borowa boron 27. ponadto, jak podaje producent, stal ta jest spawalna i nadaje się do hartowania. po hartowaniu można uzyskać twardość 380 hb. gr inż o ciec czaple ewicz dr a inż dzi ław ondrat – politechnika białostocka. autor korespondencyjny/corresponding author: wojtek-iwona@o2.pl 14 przegląd spawalnictwa 1/2014 możliwość spawania stali boron 27 potwierdzają wyniki badań przedstawione w [2]. autorzy tej pracy przeprowadzili także hartowanie spawanych doczołowo płyt. okazało się jednak, że w wyniku hartowania płyty uległy znacznemu zniekształceniu. wykonano również próbę spawania dwóch wytłoczek stanowiących półwyroby do zespołu tnącego kosiarki, a następnie poddano je zahartowaniu. wystąpiły tak duże odkształcenia, że część ta nie nadawała się do montażu. zahartowano oddzielnie dwie wytłoczki i pospawano je. odkształcenia powstałe w detalu były znikome i akceptowalne. dlatego też podjęto badania w zakresie doboru spoiwa i parametrów spawania hartowanej stali boron 27 oraz określenia właściwości wytrzymałościowych otrzymanych połączeń doczołowych. c araktery tyka tali oron 27 równoważnik węgla cev dla stali boron 27 wynosi 0,56, a jej skład chemiczny zawarto w tablicy i. stal ta wykazuje takie korzystne cechy, jak: – w stanie po hartowaniu wykazuje bardzo dobrą odporność na ścieranie; – w stanie niehartowanym można ją tłoczyć; – ze względu na niską zawartość węgla jest spawalna. do wykonania złączy spawanych użyto blachy o grubości 4 mm. y r poiwa dobierając spoiwo do spawania materiałów konstrukcyjnych, należy wziąć pod uwagę w pierwszej kolejności jego granicę plastyczności re. wartość granicy plastyczności spoiwa nie powinna być niższa niż dla materiału spawanego. teoretycznie można dopuścić spoiwo o niższej granicy plastyczności, gdy naprężenia eksploatacyjne w spoinach są małe i nie są one krytyczne dla konstrukcji. mniejsze znaczenie w doborze spoiwa ma jego wytrzymałość na rozciąganie rm, ponieważ stosunek granicy ta lica i. zawartość składników stopowych wg atestu materiałowego ta le i content of alloy constituents according to material certificate ta lica ii właściwości mechaniczne – dane producenta i badania własne ta le ii mechanical properties – manufacturer’s data and own research plastyczności do wytrzymałości spoiwa jest na ogół wyższy niż dla materiału podstawowego. drugą istotną wielkością jest udarność (kv) spoiwa w określonej temperaturze, będąca miernikiem jego przydatności do spawania stali przeznaczonej na konstrukcje narażone na pękanie. spoiwo dobrane według tego kryterium powinno mieć wyższą udarność niż materiał podstawowy. w przypadku spawania różnych gatunków stali należy przyjąć zasadę, że właściwości mechaniczne spoiwa (re, rm, kv) powinny spełniać wymagania dla tej o wyższych właściwościach. dobór spoiwa pod względem dopasowania składu chemicznego nie jest tak prosty jak w przypadku doboru wytrzymałości i udarności. węgiel, niezależnie od przeznaczenia i wytrzymałości spoiwa, niekorzystnie wpływa na spawalność, podnosząc skłonność do pękania spoin. występuje w spoiwie z reguły w ilości nie większej niż 0,1%. wzrost wytrzymałości spoiwa uzyskuje się przez zwiększenie zawartości manganu. mangan, podobnie jak krzem, ulega częściowemu wypaleniu w aktywnych atmosferach łuku elektrycznego, więc jego zawartość w spoiwie powinna być wyższa niż w spawanym materiale. do spoiw o wysokiej wytrzymałości wprowadza się również dodatek molibdenu, a nawet chromu. przy zwiększonej zawartości mn, cr i mo pogarsza się jednak spawalność w wyniku wzrostu hartowności, dlatego do spoiwa wprowadza się również nikiel, który zmniejsza krytyczną szybkość chłodzenia, poprawia plastyczność i podnosi odporność spoiny na pękanie. dobór spoiwa według powyższych kryteriów nie jest oczywisty, szczególnie, że materiałem spawanym jest stal w stanie zahartowanym. hartowana stal borowa, jak pokazano w tablicy ii, ma bardzo wysokie wartości re i rm i żadne spoiwo, z proponowanych przez producenta stali, nie sprosta wymaganiom wytrzymałościowym. korzystając ze standardowych krzywych twardość -odpuszczanie (rys. 1), można przypuszczać, że w swc wartości re i kv będą nieznacznie wyższe od tych dla rodzimego materiału nieobrobionego cieplnie. biorąc pod uwagę powyższe rozważania, dobrano spoiwa: – esab ok autorod 12.64 – dalej oznaczane w badaniach z12 – g4si1 wg pn-en iso 14341:2011 [4], zawartość składników stopowych, % wag. c si mn p s al v ti cu cr ni mo b 0,284 0,26 1,25 0,008 0,007 0,042 0,011 0,044 0,026 0,31 0,05 0,005 0,0022 stan materiału granica plastyczności re, mpa wytrzymałość na rozciąganie rm, mpa wydłużenie a5, % twardość hb udarność t, 0c kv, j b27 niehartowana ok. 420 ok. 620 25 170 b27 hartowana olej 1000 1250 8 380 woda 1200 1600 6 460 40 20 woda, badania własne 1197 1678 15przegląd spawalnictwa 1/2014 – esab ok aristorod 13.29 (69) – dalej oznaczane w badaniach z69 – g 69 4 m mn3ni1crmo wg pn-en iso 14341:2011 [4], – böhler x 70-ig – dalej w badaniach oznaczane zx70 – g 69 5 m mn3ni1crmo wg pn-en iso 14341:2011 [4], – esab ok tubrod 15.14 – dalej w badaniach oznaczane z15 – t 46 2 pm 1 h5 wg pn-en iso 17632:2011 [5]. do spawania użyto zalecanej przez producenta mieszaniny gazowej m21 o składzie 82% ar + 18% co2 wg pn-en iso 14175:2009 [6]. ry 1 standardowe krzywe twardość-odpuszczanie dla gatunków stali borowych b27 w temperaturze austenityzowania 920°c [3]: rm – wytrzymałość na rozciąganie n/mm2; re – granica plastyczności, n/ mm2; a5 – wydłużenie, %; kv – udarność, j (+20°c); hv – twardość ig 1 standard curves hardness-tempering for types of b27 boron steel at austenitising temperature of 920°c [3]: rm – tensile strength, n/mm²; re – yield point, n/mm²; a5 – elongation, %; kv – impact resistance, j (+ 20°c); hv – hardness ry 2 przykładowa płyta próbna dla spoiwa z12 ig 2 specimen of sample slab for filler z12 ta lica iii parametry spawania płyt próbnych dla spoiwa z12 ta le iii welding parameters of sample slabs for filler z12 ta lica iv parametry spawania płyt próbnych dla spoiwa z69 ta le iv welding parameters of sample slabs for filler z69 parametry zwarcie puls z12a z12b z12c z12d z12e z12f z12g z12h z12i prąd spawania, a 130 120 110 160 150 140 130 120 110 napięcie łuku, v 19,1 18,8 18,5 20,3 19,7 19,4 25,2 24,6 24,0 prędkość podawania drutu, m/min 4,4 4,0 3,6 5,7 5,2 4,8 5,0 4,6 4,2 prędkość spawania, cm/min ok. 25 natężenie wypływu gazu, l/min 12-15 parametry zwarcie puls z69a z69b z69c z69d z69e z69f z69g z69h z69i prąd spawania, a 130 120 110 160 150 140 130 120 110 napięcie łuku, v 19,1 18,8 18,5 20,3 19,7 19,4 25,2 24,6 24,0 prędkość podawania drutu, m/min 4,4 4,0 3,6 5,7 5,2 4,8 5,0 4,6 4,2 prędkość spawania, cm/min ok. 25 natężenie wypływu gazu, l/min 12-15 o r parametr w pawania dla po zczeg lnyc poiw do spawania użyto zahartowanych w wodzie do twardości 50±2 hrc płyt o wymiarach 150 x 300 mm z blachy o grubości 4 mm. łączono je ze sobą spoinami o długości 100 mm metodą 135, przy czym każda spoina wykonana została przy innych parametrach spawania (tabl. iii÷vi). dla każdego spoiwa wykonano jedną płytę próbną (składającą się z trzech płyt 150 x 300 mm), a na niej 9 spoin (rys. 2). 16 przegląd spawalnictwa 1/2014 ta lica v parametry spawania płyt próbnych dla spoiwa zx70 ta le v welding parameters of sample slabs for filler zx70 ta lica vi parametry spawania płyt próbnych dla spoiwa z15 ta le vi welding parameters of sample slabs for filler z15 parametry zwarcie puls zx70a zx70b zx70c zx70d zx70e zx70f zx70g zx70h zx70i prąd spawania, a 130 120 110 160 150 140 130 120 110 napięcie łuku, v 18,1 17,8 17,5 19,1 18,8 18,5 23,9 23,4 22,7 prędkość podawania drutu, m/min 4,5 4,0 3,7 6,0 5,5 5,0 7,0 6,4 5,7 prędkość spawania, cm/min ok. 25 natężenie wypływu gazu, l/min 12-15 parametry zwarcie puls z15a z15b z15c z15d z15e z15f z15g z15h z15i prąd spawania, a 175 165 155 205 195 185 175 165 155 napięcie łuku, v 19,3 18,7 18,3 20,9 20,5 19,9 24,7 24,3 23,9 prędkość podawania drutu, m/min 4,5 4,1 3,8 5,6 5,3 4,9 5,9 5,6 5,3 prędkość spawania, cm/min ok. 25 natężenie wypływu gazu, l/min 12-15 ta lica vii parametry spawania, dla których spoina spełnia kryteria akceptacji ta le vii welding parameters to be attained for weld to meet criteria for acceptance spoiwo proces średnica drutu, mm prąd spawania, a napięcie łuku, v rodzaj prądu/ biegunowość prędkość pod. drutu m/min prędkość spawania cm/min energia liniowa kj/cm z12 135 1,0 120 18,8 dc/+ 4 ~25 max 4,0 z69 135 1,0 120 18,8 dc/+ 4 ~25 max 4,3 zx70 135 1,0 130 18,1 dc/+ 4,5 ~25 max 4,7 do spawania zastosowano źródło esab aristomig 500iw. każdą spoinę poddano badaniom wizualnym wg pnen iso 17637:2011 [7]. wybrano parametry spawania, dla których spoina spełnia kryteria akceptacji – poziom jakości b wg pn-en iso 17637:2011 [7]; zawarto je w tablicy vii. dla spoiwa z15 nie znaleziono parametrów, przy których spoiny można byłoby uznać za poprawne. spoiwo to nie będzie brane pod uwagę w dalszych badaniach. yniki ada złączy płyt kontrolnyc stosując zestawione w tablicy vii parametry, spawano 6 płyt, uzyskując po dwie płyty kontrolne dla każdego rodzaju spoiwa i oznaczono je symbolami: z12-i, z12-ii, z69-i, z69-ii, zx70-i, zx70-ii. przykładową płytę kontrolną pokazano na rysunku 3. badania rentgenowskie wykonano w akredytowanym laboratorium badań nieniszczących instal białystok s.a. wyniki badań zestawiono w tablicy viii. ry 3. przykładowa płyta kontrolna ig 3 example of control slab nr płyty kontrolnej stwierdzone niezgodności poziom jakości nr protokołu z12-i 515 b 314/10 z12-ii 5013 b z69-i 5011 b 315/10 z69-ii 2011 b zx70-i 5011 b 316/10 zx70-ii 5011 b ta lica viii wyniki badań rentgenowskich ta le viii x-ray examination results 17przegląd spawalnictwa 1/2014 przeprowadzono wg pn-en iso 4136:2011 [8] badania wytrzymałości na rozciąganie próbek ze złączy spawanych. w tym celu z każdej płyty kontrolnej wycięto po 3 próbki o kształcie i wymiarach wg rysunku 4. wszystkie próbki pękły w odległości ok. 6 mm od osi spoiny (rys. 5÷7). wyniki zestawiono w tablicy ix. oznaczenie próbki wytrzymałość na rozciąganie rm, mpa umowna granica sprężystości r0.05, mpa umowna granica plastyczności r0,2, mpa z12 pr. nr 1 918 637 738 z12 pr. nr 2 925 588 718 z12 pr. nr 3 943 562 722 rednia 928 7 595 7 726 z69 pr. nr 1 930 525 683 z69 pr. nr 2 922 519 630 z69 pr. nr 3 958 604 745 rednia 936 7 549 3 686 zx70 pr. nr 1 965 596 735 zx70 pr. nr 2 962 596 728 zx70 pr. nr 3 967 605 739 rednia 964 7 599 734 ry 4 próbka do badań na rozciąganie (rozrywanie) ig 4 sample for tensile (tearing apart) strength tests ry 5 zerwane próbki łączone spoiwem z12 ig 5. torn samples joined with filler z12 ry 6. zerwane próbki łączone spoiwem z69 ig 6. torn samples joined with filler z69 ry 7. zerwane próbki łączone spoiwem zx70 ig 7 torn samples joined with filler zx70 ta lica i wyniki próby rozciągania ta le i . tensile test results ry 8 próbka do zginania ig 8 bent sample ry 9 zgięte próbki z12. od góry: trzy próbki zgięte od strony grani, od dołu: trzy próbki zgięte od strony lica spoiny ig 9 bent samples z12. from the top: three samples bent from the ridge side, from the bottom: three samples bent from the weld cap side przeprowadzono również próbę zginania wg pn-en iso 5173:2011 [9]. polega ona na zginaniu próbek od strony lica i grani spoiny do kąta 1350. na rysunku 8 pokazano wymiary próbek. próbę zginania wykonano na maszynie wytrzymałościowej instron 8502. podczas próby zginania próbki obserwowano słabą sprężystość, uzyskując kąt zgięcia 1200 (rys. 9÷11). próbki z12 i z69 przeszły próbę zginania pozytywnie (nie wystąpiły pęknięcia). dwie próbki z70 pękły przy zginaniu od strony lica. wyniki próby zestawiono w tablicy x. 18 przegląd spawalnictwa 1/2014 materiał wytrzymałość na rozciąganie rm, mpa umowna granica sprężystości r0,05, mpa umowna granica plastyczności r0,2, mpa z12 z69 zx70 z12 z69 zx70 z12 z69 zx70 boron 27 hartowany spawany 928,7 936,7 964,7 595,7 549,3 599 726 686 734 boron 27 hartowany (materiał rodzimy) 1678,0 962,5 1197,5 ta lica zestawienie wartości średnich po próbie rozciągania ta le juxtaposition of mean values after tensile test ry 10 zgięte próbki z69. od góry: trzy próbki zgięte od strony grani, od dołu: trzy próbki zgięte od strony lica spoiny ig 10 bent samples z69. from the top: three samples bent from the ridge side, from the bottom: three samples bent from the weld side ry 11. zgięte próbki zx70. od góry: trzy próbki zgięte od strony grani, od dołu: trzy próbki zgięte od strony lica spoiny – widoczne pęknięcia ig 11 bent samples zx70. from the top: three samples bent from the ridge side, from the bottom: three samples bent from the weld side – visible fractures pod mowanie w konstrukcjach spawanych wiele czynników ma wpływ na jakość złącza spawanego. jednym z najważniejszych jest właściwy dobór spoiwa i parametrów spawania. w badaniach poświęcono wiele uwagi tym zagadnieniom. spoiwo dobrano zgodnie z wytycznymi, ale też skorzystano z doświadczenia technologów spawalników i specjalistów firm produkujących materiały dodatkowe do spawania. parametry spawania ustalono doświadczalnie na podstawie badań wizualnych próbek. dowodem na spełnienie wymagań są wyniki badań rentgenowskich spawanych płyt kontrolnych wykonane przez akredytowane, niezależne laboratorium. próba rozciągania pokazała, że stal boron 27 – spawana w stanie zahartowanym – nie zachowuje się tak jak inne spawane materiały konstrukcyjne. miejsce rozerwania próbek znajduje się w końcowej części strefy wpływu ciepła, co jest cechą charakterystyczną tylko dla tego przypadku. niezależnie od rodzaju użytego spoiwa właściwości mechaniczne są niemal identyczne dla wszystkich próbek. wytrzymałość na rozciąganie stali borowej hartowanej i spawanej stanowi zaledwie ok. 54% wytrzymałości hartowanego materiału rodzimego, podobnie jest w przypadku pozostałych właściwości zestawionych w tablicy x. literat ra [1] hebda m.: procesy tarcia, smarowania i zużywania maszyn, warszawa-radom 2007. [2] chalecki m., czaplejewicz w., pawłuszewicz a.: spawanie stali hartowanych. przegląd spawalnictwa 12/2008. [3] materiały katalogowe firmy ruukki, www.ruukki.com. [4] pn-en iso 14341:2011 materiały dodatkowe do spawania. druty elektrodowe i stopiwo do spawania łukowego elektrodą metalową w osłonie gazu stali niestopowych i drobnoziarnistych. klasyfikacja. [5] pn-en iso 17632:2011 materiały dodatkowe do spawania. druty elektrodowe proszkowe do spawania łukowego elektrodą metalową, w osłonie gazu i bez osłony gazu, stali niestopowych i drobnoziarnistych. klasyfikacja. [6] pn-en iso 14175:2009 materiały dodatkowe do spawania. gazy i mieszaniny gazów do spawania i procesów pokrewnych [7] pn-en iso 17637:2011 badania nieniszczące złączy spawanych. badania wizualne złączy spawanych. [8] pn-en iso 4136:2011 badania niszczące złączy spawanych metali. próba rozciągania próbek poprzecznych. [9] pn-en iso 5173:2010 badania niszczące spoin w materiałach metalowych. badanie na zginanie. 201308_pspaw_21ds.pdf 36 przegląd spawalnictwa 8/2013 igor pashkov oksana kustova julia vetrova phenomenon of interaction between the solder melts on the basis of copper and the steel detail surface oddziaływanie ciekłego lutu na osnowie miedzi   na granicy z podłożem stalowym prof. gor pashko , ksana kusto a – pbsu, moscow, ulia etro a – misis university, moscow. treszczenie artykuł poświęcony jest analizie zjawisk na granicy podłoża ze stali odpornej na korozję z ciekłą fazą lutów na osnowie miedzi. zjawisko pogarszania się właściwości materiału rodzimego i powstawania kruchych faz podczas lutowania stali lutami na osnowie miedzi jest dobrze znane. w ramach prowadzonych prac autorzy zbadali wpływ penetracji miedzi po granicach ziaren stali. ponadto przedstawili możliwości lutowania stali odpornych na korozję za pomocą lutów mosiężnych. stract the article is devoted to problems in interaction between steel surface actually stainless steel one and the melt of copper based alloys. conditions of base material properties decreasing have been determined including well-known effect of brittleness under the melt action. authors studied effect of penetration of copper along the borders of steel grains. possibility of stainless steel brazing process by brass brazing alloys have been proved and realized. ntroduction sometimes in brazing and soldering practice, the negative phenomenon occurs, which consists in the base metal properties changing, which results in the product destruction or cracks appearance. in some handbooks [1] this phenomenon is referred as to the mechanical corrosion due to the melt impact. practically, in literature there is an absence of detailed research, considering the interaction of filler metals with base material, which results in embrittlement. probably, due to the negative experience, the brass alloys are not recommended to use for the corrosion-resistant and alloyed steel brazing. stainless steel is brazed with brazing metals based on nickel, silver, pure copper, however, the alloys based on the copper-zinc system are not recommended for the stainless steel brazing, though they are widely used for the low-alloyed steel brazing. the phenomenon of the metal material embrittlement under the melts impact depends on plethora of factors, the most of which could not be expressed numerically. that is why, while the product technology design for brazing, it is easier to reject brazing with the metals, due to which the embrittlement cases have occurred, than to consider the dangerous factors and eliminate their influence. despite the brazing process duration variety, depending on the used technology, the phenomenon of the base material properties deterioration due to brazing o soldering metal melt influence occurs at the furnace brazing, and induction, and flame one, as well. during the recent decades, the noticeable changes took place in the brazing equipment and in the process control ability; besides, the new solder and brazing alloy compositions were designed. so, the return to research of the base metal embrittlement due to the metal melt influence for the purpose of the new trends revelation for using the materials and brazing process control may be of interest. we consider, that the research of possibility of the stainless steel brazing with brass based alloys to be the most important issue. 37przegląd spawalnictwa 8/2013 mechanical properties loss under the in uence of razing or soldering elts ecrease of etal plasticity under the in uence of etal elts the phenomenon of strength and plasticity sharp decrease of solid bodies, which are in the contact with melts of another more fusible metals during the deformation process, has been revealed long ago. the description of this phenomenon is presented in various papers [2, 3]; however, there is no clear explanation of its reasons and implementation mechanism. that is exactly why; it is of the scientific interest nowadays too. this phenomenon was named as “liquid-metal embrittlement”. it was defined, that for the fragility appearance the combined action of tensions and liquid metal was necessary. soviet scientists, such as rebinder, shchukin, likhtman, made the assumption that given phenomenon may be the particular case of vast variety of physical-chemical processes, named as “rebinder's effect”. the rebinder’s effect essence consists of changing the physical and mechanical characteristics of solid bodies under the influence of adsorption from environment. the presence of adsorption layers results in strength and hardness loss of material. the observed effects were explained by the free energy decrease of the deformed solid body. the surface tension decrease, caused by the adsorption layers formation, plays especially important role in those points, where the surface uniformity appears to be disrupted. at that, while acting even small stretching stresses, the ultramicrocracks appear, which open an access for a surface-active substance. adsorption actively proceeds on the newly formed surfaces. in its turn, it results in involving the great amount of slip planes into deformation [9, 10]. thus, the solid material collapses under the melt impact. analysing the literature, where the “liquid-metal embrittlement” phenomena are described, it is possible to note two extreme cases of a solid body collapse. the first case arises during a long time within several hours and makes the catastrophic impact on durability of the material; the second case is characterized by almost instant structural failure of a solid body under the melt influence. as it has been noted above, the stretching tensions and contact with liquid melt facilitate the “liquid-metal embrittlement” phenomenon. metal rittle failure effect while razing while brazing, the brittle failure effect may be observed at short and long contact time duration of the base metal surface with the solder melt. further, we shall not consider the influence of liquid melt on longterm strength, since while brazing the solder is located locally, and it is difficult to fancy the cases when the stretching tensions are supported at a fixed level during a long period of time. from our point of view, the thermal stresses as a result of non-uniform heating, the surface defectiveness of details before the brazing, and also the details preparation prehistory represent the most interest. the weakening and the brittle failure while brazing is accompanied first by permeation of brazing alloy melt via grain borders of the base metal. if it does not occur, then the intense brittle failure is not observed. during the melt permeation into metal, the surface energy of defects decreases. the further interaction leads to the permeation of liquid metal atoms into the crystal lattice of solid metal or to the chemical interaction between them. the presence of impurities, oxide films, as well as residual stresses, mechanical hardening, various defects from submicroscopic up to macroscopic size at the metal surface, are of great value. surface layer state of the base metal defines the melt impact efficiency. if the solid metal was exposed to machining, for instance, cutting, grinding, contributing the deformation development, then the melt influence intensifies. dependence of the embrittlement effect on the diagram type and accordingly on the interaction character of a brazed material with a brazing metal base is described in n. f. lashko's work [4]. she notes that between the metals forming between themselves a simple eutectic with weak or nearly absent dissolution of the liquid metal in solid one, the embrittlement effect appears to the greater extent. besides that, n. f. lashko also notices, that propensity to embrittlement is revealed at the combination of metals, which form the peritectics between themselves also. thus, the combination of base metal and brazing one has an influence on the liquid-metal embrittlement effect. the temperature influence on the process of adsorptive strength loss of metals depends on physicalchemical properties of a base metal and a brazing one. while temperature rising, the influence of the melted metal platings on the solid metal increases. the tensions necessary for the melt effect development decrease along with the test temperature increase. it is noted, that the presence of impurities in the base and melted metals also influences on the tension value. for example, the more carbon or nitrogen is in steel, the stronger the weakening effect appears at the given temperature. so, for example, the strength loss and cracks formation are observed under the influence of melted solder cu62zn at steels with 0.2 c, 0.45 c, and stainless steel 1810. however, it is necessary to notice, that in articles generally the influence of composition and properties of solid metal is studied, and the influence of the brazing metal alloying elements is not noted practically. it is noted the possibility of brazing the corrosion-resistant steel with copper brazing alloy, which composition includes a boron and silicon, explaining this fact by the iron silicide and borides formation, which block the crack spreading on the brazed material borders. considering this feature, the application of the boron alloyed brazing alloy cu62znsn0.5si0.2b0.04 38 przegląd spawalnictwa 8/2013 while the stainless steels brazing, allows to avoid the embrittlement effect. on the basis of the available data analysis, it is possible to draw a conclusion that the embrittlement effect appearance, as well as the degree of its development, depends on the following factors: – interaction of certain pairs “solid metal – liquid metal” forming, as a rule, the eutectic type system, with small solubility of brazing metal in a base metal; – character of a stressed state of solid metal, more often this is the stretching tensions, internal or external; – heating mode (induction, flame or furnace); – presence of defects on a solid metal surface (rough edges at machining, deep scratches or section heterogeneity); – presence of certain impurities. however, it is necessary to notice, that on the special samples of the low-carbon steel and stainless steel, brazed by means of a flame-torch and an induction heating, the cases of liquid-metal embrittlement were not fixed unequivocally and stably. despite the variation of heating rate and conditions of external stresses application, only the samples having defects on a surface in the form of scratch marks or deep scratches were destroyed. therefore, in the present work authors include the description of stably received results of the base metal destruction, while brazing on the basis of real examples of brazed constructions production. peri ent i ple entation teel heat e changers razing in a con eyor furnace for the interaction exploration of brazing metal based on a pure copper, the brazing of assemblage of steel plates with cone holes, formed by deep drawing on a press (fig. 1) was implemented. as a result of strong plastic deformation of cone holes while assembling, the tensions retained at conical part of plates. brazing was implemented in the conveyor furnace with endogas atmosphere (35% hydrogen) at temperature of 1130÷11500с. after in the brazed seam zone the permeation of copper melt via grain borders was revealed, the similar assemblage without brazing metal application was placed in the same furnace and was annealed in a brazing mode during 15 minutes. then the brazing metal was applied on, and the product passed through the furnace again. the made heat exchanger samples were cut along an axis and metallographic micro sections were made of the cut fragments, which were explored with the help of the light microscope neofot 31. asa e razing of the refrigerator steel tu es the destruction phenomenon or fragility appearance of brazed seams was observed while brazing of low-alloyed steel tubes of refrigerator evaporators with brass brazing metal. tubes were 8 mm diameter and have been processed on a press for the purpose of lap connection formation. for this purpose, the first tube was flared for inner diameter increase, and the second tube was exposed to the reduction of diameter on 0.2 mm. brazing was implemented with cu59znsn3si0.2 and cu59znsn3 brazing alloys at temperature about 9000с with the fluoborate fluxing agent application. samples were heated with the help of propane-oxygen torch after the preliminary fluxing of a tube surface, and when the temperature has reached about 9000с, the brazing alloy stick of 1.6 mm diameter was entered. the influence of flux, heating rate and brazing alloy composition on tubes destruction was explored. for this purpose, the tube samples were placed on a special small table for the adjustable stretching stresses creation during the brazing process (fig. 2). ig. 1. design of brazed samples for furnace brazing ys. 1. przygotowanie próbek do procesu lutowania piecowego ig. 2. scheme of refrigerator tubes brazing ys. 2. schemat procesu lutowania przewodu chłodziarki peri ental results penetration of copper elt ia the steel grain orders while furnace razing if the heating time of steel heat exchangers to brazing temperature was 10 to 12 minutes, then while brazing with copper the penetration of copper via the borders of low-carbon steel grains on depth up to 6÷8 grains was observed (fig. 3a). in some places of a seam only the narrow strip of copper along steel grains border is observed, in some places the separation of grains from the base steel material and their 39przegląd spawalnictwa 8/2013 placement in the seam volume is observed. the destruction of sample does not occur, however, the reduction of its thickness is observed. annealing of a product without brazing metal during 15 minutes at temperature about 11000с results in stress relieving and the copper penetration via steel grain borders does not occur (fig. 3b). thus, for the first stage of the base metal properties change, namely, penetration of brazing alloy melt via grain borders, the presence of residual stresses on the steel surface, which accumulate during the process of the conic holes deep deformation, is necessary. grain borders destruction and the brazing metal penetration via them facilitates the stressed state relieving. probably, for the residual stress relieving the steel surface degradation in depth of several grains is enough, and there is no further change of the base metal properties. the result of the effect of preliminary annealing at high temperatures proves that the residual stresses are necessary for the melt penetration via grain borders. in the absence of tensions due to influence of annealing or usage of undistorted details, the even boundary brazing metal – base metal is observed. a ig. 3. copper penetration via boundary grain: a) without annealing; b) after annealing ys. 3. penetracja miedzi po granicach ziaren: a) bez wyżarzania, b) po wyżarzaniu thus, such a phenomenon should be considered while the brazing technology design, and the additional time should be provided for tensions relieving during the high-temperature heating till the appearance of brazing alloy liquid phase. efrigerating unit tu es destruction while gasa e razing destruction of low-alloyed steel tubes during the gas-flame heating always occurred at the side of reduced tube, precisely at the border of diameter change (fig. 4). no destruction occurred in other places at any changes of brazing process parameters. during the soldering process, the small load was applied to the ends of tubes (about 200 ÷ 300 g) to start the fracture opening. as far as the destruction source is always the same – the diametrical scratch mark of the tool while reduction, then the reason of base material property change lies in a stressed state and surface defectiveness in this area. to begin with, the conditions on samples of tubes were created in such a way, that destruction occurred at each brazing. from the point of view of heating rate, it has been revealed, that while intensive heating with the help of propane-oxygen torch during approximately 4 s up to the temperature about 9000с, the destruction occurs. at more slowly heating from 10 s and longer, the tensions relieving are observed in the deformed zone of a tube, and no destruction occurs while the brazing metal delivery. thus, the fast heating in local area not only creates thermal stresses in the base metal, but also does not allow flowing the relaxation process of stresses, created while tubes preparation for brazing. to define the flux influence, the fast heating of tubes was implemented with delivery of flux without brazing metal. destruction of tubes along scratch marks in no one case has occurred, hence, the flux has no any influence on destruction, except it provides the brazing alloy acceptance by steel surface. it is interesting fact, that during the local heating of one side of a tube in a brazing metal delivery zone, the destruction propagates only within zone of the liquid brazing alloy presence (fig. 5). at insufficient heating of the opposite side of a tube and the absence of brazing alloy there, the crack ceases its propagation and while its further opening the plastic deformation of tube was observed. beyond the brazing metal spreading zone, the destruction never observed even in the presence of defect on the surface in a form of a scratch mark. as it was already noted above, two brazing alloys differing by silicon presence in composition, have ig. 4. area of diameter change on a refrigeratior tube after reducing ys. 4. zmniejszona średnica przewodu rurowego chłodziarki ig. 5. tube destruction effected by brazing alloy melt ys. 5. zniszczona rurka po kontakcie z ciekłym lutem 40 przegląd spawalnictwa 8/2013 been tested. it should be noted, that the difference was that the liquid-metal embrittlement more often have occurred with a solder, when silicon was absent in its composition. from 7 soldered joints, the destruction occurred at all samples, brazed with solder cu59znsn3. while using the brazing alloy containing silicon, the destruction was observed only at 3 samples of 7. at that, it was noticed, that for the sample destruction it is necessary to raise the brazing temperature on several tens of degrees. hence, the alloying elements do not eliminate the liquid-metal embrittlement effect, but they expand the temperature interval where the destruction does not occur. apparently, this fact explains the reject causes of the stainless steel brazing with brass alloys in 50-60th years of хх century, since on the basis of imię i nazwisko kontakt do osoby zamawiającej: adres nip a awia ksi kę plany spawania teoria i praktyka w edakcji przegl d pawalnictwa w ilo ci .... egz. cena 1 egzemplarza książki jacka słani: plany spawania teoria i praktyka 80 zł (w tym 5% vat) r r r r r k przegl d pawalnictwa w mp ul. świętokrzyska 14a, 00-050 warszawa tel.: 22 827 25 42, faks: 22 336 14 79 e-mail: pspaw@ps.pl wpłaty nale y dokona na rachunek ankowy bank bph s.a. oddział w warszawie 45 10 0 00 0000 3200 0043 1 3 podpis firma n n n oświadczam, że jestem podatnikiem vat i upoważniam firmę do wystawienia faktury bez podpisu analysis of standards it is revealed, that small additives of silicon in a brass were not entered at that time. thus, the presented example of the steel tubes destruction testifies that destruction may occur with the ordinary low-carbon steel, as well. the major factors influencing on the liquid-metal embrittlement effect appearance, are the defectiveness of the joint materials surface and its stressed state. also the heating rate and the solder composition play an important role. research of the brazing alloy composition influence on steel destruction under the melts impact requires the separate detailed exploration, in particular, on studying the influence of alloying elements in brass brazing alloys on the possibility of the liquid-metal embrittlement of the low-alloyed and stainless steels. onclusions interaction of brazing alloy melts on a copper basis with the steel details surface, resulting in deterioration of the base metal properties may take place both while furnace brazing and while flame-torch brazing, as well. a principal cause is the presence of a stressed state or stretching tensions till the moment of the liquid brazing alloy appearance. the liquid-metal embrittlement of low-carbon steel tubes in the presence of copper-zinc brazing metal arises due to the surface defects and tensions, which are created while tube diameter reduction. heating rate to high temperature provides the appearance of additional thermal stresses, which in the presence of brazing metal melt result in crack formation in a zone of initial defects, and their spreading due to the brazing alloy permeation into them. slow heating results in stress relaxation, and the base material destruction does not occur. the effect of influence the silicon in brazing alloy composition on the liquid-metal embrittlement appearance was revealed. silicon additives increase the temperature interval of steel brazing with brass brazing alloy without destruction of samples. literature [1] brazing handbook fifth edition, aws, 2007. [2] moore r., beckinsale s. // journ. inst. metals. – 1920. [3] westwood a.r.c., kamdar m.n. concerning liquid embrittlement particularly zinc monocrystals by mercury // philosophical magazin. – 1963. №89. [4] lashko n.f., lashko s.v. voprosy teorii i technologii paiky. – saratov, 1974. 201113_pspaw.pdf 8 przegląd spawalnictwa 13/2011 zbigniew hilary żurek stefan sieradzki jan adamek ocena stanu technicznego kołpaków generatorów na podstawie pomiarów magnetycznych niestabilności austenitu dla stali g18h18 assessment of technical condition of generator rotors  end winding retaining rings based on magnetic  measurements of instability of g18h18 steel austenite zbigniew hilary żurek – politechnika śląska, gliwice, stefan sieradzki, jan adamek – turbocare poland s.a. streszczenie austenityczne stale są wykorzystywane do wykonania kołpaków wirników generatorów oraz bandaży, a także na bandaże do transformatorów i nakrętki. takie stale powinny charakteryzować wysoka oporność, przenikalność magnetyczna mniejsza niż 1,3 μr i wysoka wytrzymałość mechaniczna. te właściwości nie powinny się także zmieniać pod wpływem obciążenia mechanicznego i cieplnego. ze względu na nietrwałość austenitu niklowego, część niklu zastępuje się manganem. w artykule przedstawiono wyniki badań stabilności austenitu chromowo-manganowego w eksploatowanych kołpakach wirników generatorów. w chwili obecnej ocena przydatności kołpaków do dalszej eksploatacji oparta jest na badaniach ultradźwiękowych. pomiary magnetyczne polegające na detekcji niestabilności austenitu w korelacjach mechanicznych i termicznych są alternatywą dla pomiaru tłumienia fali ultradźwiękowej, a ponadto dają pełniejszy obraz wyeksploatowania kołpaków. abstract austenitic (non-magnetic) steels are used in construction of generator rotors retaining rings and bandages as well as transformers’ bandages and bolts. such steels should be characterized by high specific resistance, magnetic permeability less than 1,3 μr and high mechanical strength. in addition, these properties should not change due to possible mechanical and thermal load conditions. since nickel austenite (γ → α), is not durable, some nickel is exchanged for manganese. the paper presents results of investigating stability of chromic-manganic austenite of used rotor retaining rings. at present the assessment of retaining rings, technical condition and their serviceability is conducted by ultrasonic wave attenuation tests. the magnetic measurements based on the detection of the instable austenite, which in the mechanical and thermal correlations constitute an alternative for the diagnostic testing and moreover they provide more complete picture of the retaining ring exploitation. wstęp stale austenityczne (niemagnetyczne) wykorzystywane są w budowie wirników generatorów w postaci kołpaków i bandaży oraz w budowie transformatorów w postaci bandaży i sworzni. stal o powyższych zastosowaniach powinna wyróżniać się dużą opornością właściwą, przenikalnością magnetyczną mniejsza od 1,3 μr (mniejsza od 1,05 dla stali g18h18). kołpaki są najbardziej wytężonymi elementami generatorów. naprężenia obwodowe w czasie rozruchu wzrastają do 350 mpa, a przy próbie nadobrotów mogą dochodzić do 550 mpa. stale kołpaków charakteryzują się wysoką wytrzymałością mechaniczną, która przy temperaturze 100˚c obniża się nie więcej jak 10%. 9przegląd spawalnictwa 13/2011 dla stali tej wymaga się niezmienności właściwości magnetycznych podczas obciążeń mechanicznych i termicznych. ze względu na nietrwałość austenitu niklowego (γ → α), część niklu zastępuję się manganem. kołpaki narażone są na uszkodzenia mechaniczne -um, cieplne – ue i korozyjne – uk. wagę uszkodzeń, znaczenie skutków oraz prawdopodobieństwo uszkodzenia kołpaków zamieszczono w tablicy i. obecnie ocena przydatności kołpaków do dalszej eksploatacji oparta jest na badaniach nieniszczących (badania penetracyjne i ultradźwiękowe) oraz pomiarze tłumienia fali ultradźwiękowej po długoletniej eksploatacji kołpaków. pomiary magnetyczne polegające na detekcji niestabilności austenitu w korelacjach mechanicznych i termicznych są alternatywą dla badań pomiaru tłumienia fali ultradźwiękowej a ponadto dają pełniejszy obraz wyeksploatowania kołpaków (ocena stanu degradacji materiału). w artykule przedstawiono badania stabilności austenitu chromowo-manganowego kołpaków po okresie długoletniej eksploatacji. badania austenitu chromowo-niklowego w stali chromowo-niklowej rozpad austenitu następuje przy ochłodzeniu do temperatury -20ºc. stosowanie do celów elektrotechnicznych stali austenitycznej chromowo-niklowej uzasadnione jest jedynie jej odpornością na korozję elektrochemiczną. w stali tej, po zgniocie lub wygrzewaniu, następuje wydzielanie węglików i częściowa przemiana fazy γ→α, zmieniająca parametry magnetyczne. trwałość austenitu regulowana jest między innymi dodatkiem tytanu i chromu. badaniu poddano stal chromowo-niklową o składzie chemicznym podanym w tablicy ii. niestabilność austenitu powyższej stali jest na tyle wysoka, że uwidacznia się po odkształceniu plastycznym. strukturę stali austenitycznej w przed i po odkształceniu plastycznym zilustrowano na rysunkach 1 i 2. odkształcenia plastyczne powodują znaczne przyrosty przenikalności materiału o ok. 0,1 μr. przyrost ten jest mierzalny dla urządzeń pomiarowych konstruowanych na wydziale transportu politechniki śląskiej. element poddany odkształceniu plastycznemu zawiera dwadzieścia jeden punktów pomiaru przenikalności magnetycznej. na rysunku 3 przedstawiono tablica i. klasyfikacja ryzyka uszkodzeń [5] table i. damage risk classification [5] p ra w do po do bi eń st w o w ys tą pi en ia u sz ko dz en ia bardzo wysokie wysokie średnie uk niskie ue bardzo niskie um bardzo niskie niskie średnie wysokie bardzo wysokie znaczenie skutków tablica ii. składniki stopowe stali chromowo-niklowej table ii. alloying elements of chromium-nickel steel skład chemiczny ni cr mn mo ti normatywny, % 9-12 17-19 ≤2 ≤0,15 ≤0,7 zmierzony, % 9,71 18,04 1,30 0,22 0,30 rys. 1. struktura stali x6crniti18-10 przed odkształceniem plastycznym fig. 1. x6crniti18-10 steel structure before plastic strain rys. 2. struktura stali x6crniti 18-10 po odkształceniu plastycznym [2, 4] fig. 2. x6crniti18-10 steel structure after plastic strain [2, 4] rys. 3. element poddany odkształceniu plastycznemu [2, 4] fig. 3. element subjected to plastic deformation [2, 4] 10 przegląd spawalnictwa 13/2011 element poddany odkształceniu plastycznemu. rysunek 4 przedstawia zależności magneto – mechaniczne zachodzące w badanym materiale. pomiar przenikalności magnetycznej przeprowadzono za pomocą urządzenia wyposażonego w punktową kontaktową sondę pomiarową pokazaną na rysunku 5. badania austenitu chromowo manganowego skład chemiczny austenitycznej stali manganowej charakteryzuję się zawartością w ok. 12,5 % mn przy zawartości ok. 1,3 % c (stal hadfielda). czynnikami powodującymi rozkład austenitu dla tej stali jest powolne chłodzenie i wygrzewanie. nagrzewanie tej stali zwiększa jej przenikalność magnetyczną, która osiąga maksimum w temperaturze 400ºc. odkształcenia plastyczne jak i naprężenia mechaniczne wpływają na rozpad austenitu, zarówno w stalach manganowych, manganowo-niklowych jak i niklowych, jednak z różną intensywnością. skład chemiczny badanego metalu przedstawiono w tablicy iii. stal chromowo – manganową pozyskano z osłony połączeń czołowych uzwojenia wirnika generatora (kołpaka). fotografie przykładowych kołpaków wirników generatorów i badany wycinek elementu kołpaka zamieszczono na rysunkach 6 i 7. na rysunkach 8 i 9 pokazano strukturę stali g18h18 z widocznym przyrostem pasm poślizgu na zarysach ziaren austenitu. rys. 4. zmiana przenikalności magnetycznej w części odkształconej plastycznie [2, 4] fig. 4. magnetic permeability change in the plastic deformed element [2, 4] rys. 5. magnetoskop wykonany na potrzeby grantu własnego fig. 5. magnetoscope made during own research project tablica iii. skład chemiczny stali g18h18 wg danych producenta table iii. chemical composition of g18h18 steel acc. to producer data skład chemiczny c si cr mn p s n % max 0,12 max 0,80 17,5÷20,0 17,5÷20,0 max 0,05 max 0,015 min 0,5 rys. 6. kołpaki wirników generatorów fig. 6. generator rotors cap rys. 7. wycinek kołpaka z zaznaczonymi strefami struktur (b – rys. 8, a – rys, 9) fig. 7. a part of cap with signed structure areas (b – fig. 8, a – fig, 9) rys. 8. struktura stali g18h18 w stanie materiału eksploatowanego (do awarii) fig. 8. structure of g18h18 steel in the material (till damage) rys. 9. struktura stali g18h18 poddanej dodatkowemu zginaniu na zimno fig. 9. structure of g18h18 subjected to additional cold bending 11przegląd spawalnictwa 13/2011 próbki do badań do badań przygotowano próbki płaskie o przewężeniu klepsydrycznym oraz próbki cylindryczne o kształcie klepsydrycznym jak pokazano na rysunkach 10 i 11. próbki poddano obciążeniom zmęczeniowym w temperaturze otoczenia 21oc. cykle zmęczeniowe realizowano z ustalonym krokiem obciążenia i liczbą cykli. oddzielną grupę próbek poddano rozciąganiu w celu uzyskania określonych odkształceń wzdłużnych lub zerwania. fotografie próbek po obciążeniach zmęczeniowych zamieszczono na rysunku 12. numery próbek, wartości obciążeń mechanicznych oraz liczbę cykli i odkształcenia podano w tablicy iv. rys. 10. kształt i wymiary próbki płaskiej fig. 10. shape and dimensions of flat sample rys. 11. kształt i wymiary próbki klepsydrycznej fig. 11. shape and dimensions of cylindrical sample rys. 12. przykłady próbek płaskich i okrągłych poddanych obciążeniom zmęczeniowym fig. 12. examples of flat and cylindrical samples after fatigue strength test tablica iv. charakterystyka wprowadzonych obciążeń mechanicznych table iv. characteristic of mechanical loads próbka amplituda mpa liczba cykli odkształcenie % stan p1 500 30 720 zerwana p2 400 350 000 * p3 400 320 000 * p5 400 300 000 * d5 rm 1190 19,7 d6 rm 1207 19,6 k1 300 684 773 * zerwana k2 próbka testowa k3 600 80 246 * zerwana k4 750 20 828 * zerwana k5 500 252 904 * zerwana próbki płaskie oznaczono literą p, cylindryczne literą k, a próbki rozciągane literą d. pomiar wpływu odkształceń plastycznych i zmęczeniowych na przenikalność materiału w przypadku stali chromowo niklowej powierzchnię wygięcia (rys. 3) pomierzono prototypowym urządzeniem pomiarowym, wykonanym w ramach realizacji grantu własnego. przyrząd ten umożliwia pomiar zmian przenikalności magnetycznej z rozdzielczością 10-3 µr. przyrząd profesjonalny firmy foerster, umożliwiający natomiast pomiar z rozdzielczością do 10-5 µr, tablica v. wyniki pomiaru przenikalności magnetycznej table v. magnetic permeability measurements results próbka pomiar δµ x10-6 odcinek skrajny 1 odcinek środkowy odcinek skrajny 2 p1 310 p2 350 p3 860 p5 820 d5 410 d6 560 przełom przełom k1 160 160 k2 240 240 k3 260 260 k4 200 200 12 przegląd spawalnictwa 13/2011 zastosowano ze względu na stabilność strukturalną stali chromowo – manganowej. wyniki pomiarów zamieszczono w poniższych tablicach v i vi. wyznaczano przyrost przenikalności magnetycznej po zetknięciu sondy z powierzchnią próbki w stosunku do przenikalności powietrza w pobliżu próbki. w pomiarach zachowano stałe ułożenie próbek i sąsiedztwo instalacji ferromagnetycznych. tablica vi. wyniki pomiaru indukcji magnetycznej table vi. magnetic induction maesurments results próbka pomiar b, µt odcinek skrajny 1 odcinek środkowy odcinek skrajny 2 p1 1,51 2,33 1,51 p2 1,22 2,51 1,62 p3 1,32 2,51 1,58 p5 1,27 2,54 1,44 d5 2,03 2,81 1,67 d6 1,85 2,57 2,07 dla przełomu dla przełomu k1 1,81 1,67 k2 1,41 1,84 k3 0,32 0,11 k4 0,71 0,41 podsumowanie pomiary niskich pól magnetycznych oraz przenikalności początkowej elementu nowego i eksploatowanego ze stali paramagnetycznych są jedną z metod wykorzystywanych w badaniach procesu wyeksploatowania (łopatki turbin lotniczych). sposobu badań oraz stosowanej aparatury nie ujawnia się w literaturze. wyniki badań przedstawione w opracowaniu potwierdzają możliwość wykorzystywania magnetyzmu w ocenie degradacji materiału [1÷4]. badania muszą być poprzedzone dokładną analizą zmian parametrów fizycznych materiału od obciążeń eksploatacyjnych mechanicznych i termicznych. metoda wymaga specjalnie ekranowanych stanowisk badawczych lub uwolnienia strefy badań od elementów magnetycznych. pomiary pola magnetycznego muszą uwzględniać kierunek pola ziemskiego. pomiary przenikalności magnetycznej takiego warunku nie wymagają. wyniki badań przedstawione w pracy mają charakter unikalny. badania są kontynuowane w ramach grantu. literatura [1] żurek z.h., janeczek t., maciejewski j.: steel magnetic parameters as material fatigue diagnostics criterion, ndt.net, issue 2009-03, s. 251-257. [2] żurek z.h., cząstkiewicz z.: pomiary magnetyczne stali paramagnetycznych, pak, pomiary kontrola automatyka, iv/2009, s. 229-232. [3] żurek z.h.: opracowanie metody magnetycznej do wczesnej detekcji procesów zmęczeniowych w stalach niskostopowych niskowęglowych, n n507 0807 33. [4] żurek z.h., madej h.: parametryczno magnetyczna procedura wczesnej diagnostyki wyeksploatowania elementów ze stali konstrukcyjnych stosowanych w instalacjach energetycznych i transporcie, zeszyty problemowe – maszyny elektryczne nr88/2010, s. 217-223. [5] dobosiewicz j., adamek j.: ocena stanu kołpaków wirników turbogeneratorów, energetyka 3/2006. artykuł powstał w ramach grantu własnego: żurek z.h.: metoda diagnostyki stanu stalowych (paramagnetycznych i ferromagnetycznych) elementów maszyn elektrycznych na przykładzie bandaży i kap wirników generatorów n n510 238538. w następnym numerze paweł cegielski, andrzej kolasa, krzysztof skrzyniecki, paweł kołodziejczak komputerowy system do badań właściwości statycznych i dynamicznych źródeł energii elektrycznej do spawania łukowego aneta ziewiec, paweł zbroja, edmund tasak skłonność do pęknięć gorących austenitycznej stali super 304h przeznaczonej do pracy w podwyższonej temperaturze krzysztof pańcikiewicz, sławomir kwiecień, edmund tasak właściwości połączeń spawanych stali 7crmovtib10-10 (t24) po obróbce cieplnej anthony b. murphy wpływ oparów metalicznych na spawanie łukowe – część 1 jerzy kozłowski certyfikacja zakładowej kontroli produkcji wg en 1090-1 na przykładzie kromiss-bis 201312_pspaw_cz3 139przegląd spawalnictwa 12/2013 krzysztof schabowicz metoda tomografii ultradźwiękowej – próba nieniszczącej lokalizacji zbrojenia w elemencie betonowym ultrasonic tomography method – non-destructive  testing of location reinforcement in the concrete  element  r inż. krzysztof schabowicz – politechnika wrocławska. abstract the paper presents the location of the non-destructive test of reinforcement in concrete element with the use of modern non-destructive testing method of ultrasonic tomography. this method is indeed dedicated to the location of the reinforcement, but during laboratory tests gave interesting results, which are presented in this paper. there were signals that were obtained for the samples of concrete performed in the laboratory, which provided a grid of reinforcing bars modeled. analysis of the results showed that it is possible to determine the location of the reinforcing fabric by the method of ultrasonic tomography, but to a depth of about 200 mm of the concrete element. it was noted that there is a need to develop more of these signals (imaging) model, which can be useful for monitoring and diagnosis of buildings made of concrete. streszczenie w artykule przedstawiono próbę nieniszczącej lokalizacji zbrojenia w elemencie betonowym z zastosowaniem nowoczesnej nieniszczącej metody badawczej tomografii ultradźwiękowej. metoda ta nie jest wprawdzie przeznaczona do lokalizacji zbrojenia, ale podczas testów laboratoryjnych otrzymano interesujące wyniki, które zamieszczono w niniejszej pracy. były to sygnały, jakie otrzymano dla próbki betonowej wykonanej w laboratorium, w której umieszczono zamodelowaną siatkę prętów zbrojeniowych. analiza uzyskanych rezultatów wykazała, że jest możliwe określenie lokalizacji siatki zbrojeniowej za pomocą metody tomografii ultradźwiękowej, ale do głębokości ok.200 mm elementu betonowego. zwrócono uwagę, że potrzebe większej liczby takich sygnałów (zobrazowań) wzorcowych, które mogą być przydatne do monitoringu i diagnostyki obiektów wykonanych z betonu. st p w praktyce budowlanej mamy często do czynienia z sytuacją, w której trzeba zlokalizować zbrojenie w elemencie betonowym. przykładem takich elementów są wykonane z betonu płyty fundamentowe, słupy, stropy itp. w badaniach tych elementów betonowych warto sto-sować metody nieniszczące umożliwiające nieinwazyjne wykonanie badań w dowolnej liczbie miejsc. podjęto próbę nieniszczącej lokalizacji zbrojenia w elemencie betonowym z zastosowaniem nowoczesnej nieniszczącej metody badawczej tomografii ultradźwiękowej. metoda ta nie jest wprawdzie przeznaczona do lokalizacji zbrojenia, ale podczas testów laboratoryjnych otrzymano interesujące wyniki, które zamieszczono w niniejszej pracy. warto również zauważyć, że korzystanie z tej metody wymaga jednak dużych umiejętności i doświadczenia od użytkownika, szczególnie na etapie analizy otrzymanych wyników. pomocne w tym mogą być sygnały wzorcowe (zobrazowania wzorcowe). w pracy przedstawiono przykładowe sygnały, jakie otrzymano dla próbki betonowej wykonanej przez autora niniejszej pracy w laboratorium, w której umieszczono zamodelowaną siatkę prętów zbrojeniowych. 140 przegląd spawalnictwa 12/2013 pis badań do badań zastosowano metodę tomografii ultradźwiękowej, w której wykorzystano aparaturę badawczą przedstawioną na rysunku 1. metoda ta jest przydatna zwłaszcza do badania dostępnych jednostronnie elementów z betonu i żelbetu w celu określenia ich grubości, wykrycia pęknięć, obcych wtrąceń, pustek powietrznych i miejsc, które mogą być wypełnione cieczą lub materiałem różniącym się gęstością od otaczającego go betonu, jak również mającego inne fizyczne i mechaniczne właściwości [1, 2, 5÷7]. metoda ta jest oparta na wzbudzeniu fali sprężystej w badanym elemencie. wzbudnikiem jest wielogłowicowa antena, do której wbudowano kilkadziesiąt niezależnych głowic ultradźwiękowych, służąca również do odbierania i przetwarzania sygnałów ultradźwiękowych [3, 4]. głowice generują impulsy ultradźwiękowe o częstotliwości 50 khz. metoda ta została dokładnie opisana w [2]. badania z wykorzystaniem tomografu ultradźwiękowego (rys. 1) przeprowadzono na betonowej próbce sześciennej o wymiarach 500x1000x1000 mm pokazanej na rysunku 2. na rysunku tym widać także specjalnie przygotowaną zamodelowaną siatkę zbrojenia, której fotografię pokazano na rysunku 3 wraz z etapami wykonania próbki betonowej. próbkę tę wykonano z betonu c25/30 na kruszywie do 8 mm z betonu towarowego o w/c 0,59. na próbce pomiarowej zaznaczono siatkę punktów pomiarowych, co pokazano na rysunku 3. w każdym punkcie pomiarowym dokonywano pomiarów prędkości fali ultradźwiękowej i jej rejestracji. uzyskano w ten sposób obrazy płaskie wnętrza badanego elementu betonowego, w trzech wzajemnie prostopadłych kierunkach pokazanych w postaci trzech zobrazowań b, c i d na rysunku 4. rys. 1. aparatura badawcza do metody tomografii ultradźwiękowej ig. 1. view of test equipment for ultrasonic tomography yniki badań i ich ana iza przykładowe wyniki badań nieniszczących otrzymane za pomocą tomografu ultradźwiękowego, pokazujące zobrazowania typu c, d i b, zamieszczono na rysunku 4, a na rysunku 5 przedstawiono obraz trójwymiarowy badanego elementu betonowego. na rysunku 4 strzałkami wskazano zarys górnej siatki zbrojeniowej, którą zlokalizowano za pomocą tomografu ultradźwiękowego; dolnej siatki zbrojeniowej nie zlokalizowano. analiza uzyskanych rezultatów wykazała, że jest możliwe określenie lokalizacji zbrojenia za pomocą metody tomografii ultradźwiękowej jedynie do głębokości 200 mm. rys. 2. schemat próbki do badań z wymiarami zamodelowanej siatki zbrojeniowej ig. 2. diagram of the test sample with the dimensions modeled the mesh rys. 3. etapy wykonania próbki betonowej: a) ułożenie siatki dolnej, b) gotowa próbka z zaznaczonymi miejscami pomiarowymi ig. 3. concrete steps to accomplish the samples: a) the net position of the bottom, b) view of the finished sample with the selected measuring sites a) b) 141przegląd spawalnictwa 12/2013 rys. 5. wyniki badań dla elementu betonowego uzyskane za pomocą tomografu ultradźwiękowego w formie trójwymiarowego obrazu ig. 5. the results obtained for the concrete using ultrasonic tomographer in the form of three-dimensional image pods mowanie przedstawiono przykładowe sygnały (zobrazowania), jakie otrzymano w czasie badań nieniszczących dla elementu betonowego wykonanego w laboratorium, w którym umieszczono zamodelowane siatki zbrojeniowe. badania wykonano metodą tomografii ultradźwiękowej. metoda ta nie jest powszechnie stosowana i przez to jest mniej znana, dlatego podano krótki opis, przydatny do jej zrozumienia. w przedstawionych badaniach uzyskane dla próbki betonowej obrazy typu b, c i d pokazują zarys górnej siatki zbrojeniowej. dolnej siatki zbrojeniowej nie udało się zlokalizować. analiza uzyskanych wyników wykazała, że jest możliwa lokalizacja ale siatki zbrojeniowej za pomocą metody tomografii ultradźwiękowej, ale do głębokości ok. 200 mm elementu betonowego. ponadto autor pracy zwraca uwagę, że potrzebne jest opracowanie większej liczby takich sygnałów (zobrazowań) wzorcowych, które mogą być przydatne do monitoringu i diagnostyki obiektów wykonanych z betonu. literat ra [1] bishko a. v., samokrutov a. a, shevaldykin v. g.: ultrasonic echo-pulse tomography of concrete using shear waves lowfrequency phased antenna arrays. e-journal of non-destructive testing & ultrasonics, vol. 13, 2008. [2] hola j., schabowicz k., state-of-the-art nondestructive methods for diagnostics testing of building structures – anticipated development trends, archives of civil and mechanical engineering, 11, 2010. [3] kozlov v. n., samokrutov a. a., shevaldykin v. g.: thickness measurements and flaw detection in concrete using ultrasonic echo method. j. nondestructive testing and evaluation, 1997, vol. 13, s. 73 84. [4] samokrutov a. a., kozlov v. n., shevaldykin v. g.: ultrasonic testing of concrete objects using dry acoustic contact. methods, instruments and possibilities. the 5th international conference ‚‚non-destructive testing and technical diagnostics in industry”. mashinostroenie, 2006, s.152. [5] schabowicz k., hoła j.: nondestructive elastic-wave tests of foundation slab in office building, 13th asia-pacific conference on non-destructive testing, yokohama, japan, 2009. [6] schabowicz k., hoła j., styś d.: nondestructive elastic-wave tests of concrete in founda-tion slab, 10th european conference on nondestructive testing, moscow, russia, 2010. [7] schabowicz k., hoła j., nondestructive elastic-wave tests of foundation slab in office building, materials transactions, 53, 2012, s. 296-302. rys. 4. wyniki badań dla próbki betonowej. widoczne zobrazowania c, d i b oraz układ tych trzech wzajemnych prostopadłych przekrojów ig. 4. the results for a sample of concrete. visible scans c, d and b and the layout of the three orthogonal cross sections 201312_pspaw_cz3 114 przegląd spawalnictwa 12/2013 simon niederhauser robert ernst field experience of using guided waves for corrosion monitoring of piping doświadczenia ze stosowania kierowanych fal   ultradźwiękowych do monitorowania   korozji rurociągów simon niederha ser, robert rnst – dekra industrial ab. streszczenie dekra industrial ab już od kilku lat stosuje technikę ultradźwiękową fal kierowanych (dalej nazywaną gwut). podczas tego okresu dekra zdobyła wiele praktycznych doświadczeń w stosowaniu tej techniki oraz wraz z klientami próbuje znaleźć jej ograniczenia. niniejszy artykuł stanowi zwięzły opis podstaw techniki gwut i prezentację wybranych wyników badań w terenie. niezależnie od zdobytych już doświadczeń dekra wspólnie z klientami wciąż próbuje znaleźć nowe możliwości i obszary zastosowania tej techniki. abstract dekra industrial ab has used guided waves ultrasonic technique (hereafter called gwut) for some years now. during time, dekra has acquired a lot of field experience with this technique and together with customers tried to find the limits of the technique. this article gives an overview on the technique and shows some results from field testing. nonetheless of the experience acquired, dekra and its customers are still trying to find new possibilities for using the technique and find new areas to employ it. introd ction dekra industrial ab has used guided waves ultrasonic technique (hereafter called gwut) for some years now. during time, dekra has acquired a lot of field experience with this technique and together with customers tried to find the limits of the technique. this article gives an overview on the technique and shows some results from field testing. nonetheless of the experience acquired, dekra and its customers are still trying to find new possibilities for using the technique and find new areas to employ it. ided wa es techni e gwut is a system to screen pipes for defects and gives the position of such defects with a good accuracy. the first image, see fig. 1, shows all the system components. the transducer rings are fitted for the different pipe sizes and for larger pipes two rings can be joined. the ring is connected to the g3 where the information is stored during testing. finally, a computer is necessary to analyse the data files. gwut is using low frequencies in the range of about 20 to 80 khz. the ultrasonic waves emitted are torsional waves and are guided through the walls of a pipe in both directions. at each feature that is associated with a change in cross-sectional area, a part of the wave is mirrored back to the transducer, see fig. 2. 115przegląd spawalnictwa 12/2013 ig. 1. the gwut components: to the right is an inflatable ring that contains the transducers mounted around the pipe. the ring is connected to the g3 instrument (black, stands on the ground) by a connector cable. from the g3 the information is loaded onto a computer where the analysis is made rys. 1. składniki system gwut: po prawej jest widoczny na rurociągu pierścień zawierający przetworniki. pierścień jest podłączony kablami do aparatu g3 (czarny stojący na ziemi). z aparatu g3 zebrane dane są przesyłane do komputera, gdzie może być wykonana ich analiza ig. 2. the mirroring effect at a cross-sectional change. the rest of the wave is propagating further in the pipe rys. 2. efekt odbicia fal na zmianie przekroju ścianki rury. pozostała, nieodbita część fali rozchodzi się dalej w ściance rury the time from emitting the wave until the mirrored signal is detected gives the distance to the feature. the amplitude of the mirrored wave depends on the size of feature. if the feature is symmetric, i.e. all around the circumference such as a weld, the mirrored signal consists also of a torsional wave. on the other hand, if the signal is asymmetric, i.e. only part of the circumference such as a corrosion patch, the mirrored wave consists of a torsional wave and of a flexural wave. these two parts of the wave contain different information. the torsional wave is indicating the size of the feature, whereas the flexural wave contains the information about the extent of asymmetry and position around the tube. the wave that is transported in the pipe is losing energy on its way. first, there is an exponential decay that is proportional to the distance from the transducer ring. second, the wave is losing a part of the energy at every mirror place. welds are used to set a reference line for this attenuation by setting so-called weld-dac curves. these weld-dac curves are then used as reference lines for the evaluation. fig. 3 shows a typical result of a gwut test. there is the black signal that is the torsional waves recorded by the transducer, the red signal that gives the information about the circumferential extent (flexural mode), the upper; dotted line is the weld-dac and the lower, dotted line the call-dac. ig. 3. a typical gwut result, only positive direction is shown. the upper line is the weld-dac curve linked to the welds, the lower line is the call-dac. features above this line should be marked rys. 3. typowy obraz gwut, tylko dla dodatniego kierunku rozchodzenia się fali. górna linia przerywana to tzw. krzywa dac-spoin związana ze złączami obwodowymi, dolna linia jest krzywą oceny tzw. call-dac the cross-sectional change associated with a weld is most often 20-25% of the cross section. at 7% crosssectional change there is the call-dac. features that are larger than this size should be checked by another method, i.e. visual inspection or thickness testing with manual ultrasonic technique. for features below 7 % of cross-sectional change the extent of asymmetry should also be taken into account. smaller features that are very local, which results in a large red signal compared to the black signal should be marked as features to follow up as well. ie d experience many tasks have been obtained by dekra for gwut testing. some of the limitations of the systems, e.g. the inspection range is too short, place to apply the equipment and the like, are easily communicated and understood by the customer. however, in many cases first tests have to be done in order to see and evaluate the actual pipes. an experience that dekra has acquired is the handling of heating pipes along the testing pipes. as long as they can be switched off, the handling is rather easy and the heating pipes are bent out in order to have ig. 4. an applied ring on a tube and two heating pipes that are bent out for application of the ring rys. 4. założony na rurociąg pierścień głowic i 2 rury grzewcze odgięte, aby ułatwić montaż pierścienia 116 przegląd spawalnictwa 12/2013 the space necessary to apply the ring. in such cases it is not important whether the heating pipe is touching the ring or not, see fig. 4. on the other hand, if the heating pipes are still hot, a work around is to use e.g. a welding cloth between the ring and the heating pipes in order to stop direct heat transfer and not to damage the ring. the effect of the media in the pipe is not always predictable. in general terms, it can be said that gases and low viscous liquids have no effect, but that high viscous liquids such as sludge attenuate the signals. the more attenuation the media gives, the shorter is the inspection range. however, there had been examples where the inspection was rather short. the information given to dekra can in such cases be that there is water in the pipe. nonetheless, if the water is waste water the media can be highly attenuate and limit the range. dekra has experienced that the best is to give it a try and then make the conclusions of whether it works or not and how long the inspection range can calculated with. it has also be shown for larger projects that a first visit to the site and the discussion with the customer has a beneficial effect on the outcome of the work, the time used, and the results. especially on older sites where sometimes the drawings are not up to date, a first visit can give a hint about obstacles to overcome before ig. 5. supportin clamps on the pipes rys. 5. klamry podtrzymujące lub zawieszające rurociągi testing is taking place. features that often have shown taking time are clamped supports, see figure 5. if the clamping of the support in such cases is too hard, the signals can attenuate to an extent that no inspection is possible behind the clamps. a loosening of the clamps can, however, solve the problems. in cases where the tubes are insulated, this operation can become more difficult or time consuming. a good planning of the work with a try of the gwut technique prior to the inspection can avoid this problem. note, the possibility to shoot at one position does not always result in the possibility to inspect at another position. conc sions dekra industrials has now an extensive field experience acquired. the method has shown that even rather small defects can be detected and a scanning of 100% of the tube is most often possible. additionally, the customers have hitherto shown great interest to experiment with the technique and find the limitations of it. the following conclusions can be drawn from our field experiment: – the length of inspection and the size of defects measureable is linked to the general quality of the tube – bends with larger radius or bended tubes with large radius can be inspected. the signal is split into two for larger distances. – large tubes give often red signals in welds. these signals are often linked to the offset seen in this tube. – the technique has its greatest advantage for tubes that are difficult to access, with buried or sleeved pipes, and with insulated tubes. the best results have been obtained with customers that know the technique as well as its possibilities and limitations very good. in such cases the dialog between dekra and the customer is facilitated and the tasks of testing are appropriate for the technique. in such cases, the interpretation of the results can be followed by the customer. 201503_pspaw.pdf 40 przegląd spawalnictwa vol. 87 3/2015 nowe możliwości wytwarzania powłokowych barier cieplnych metodą natryskiwania plazmowego z zawiesin the new possibilities for the production of thermal barrier coatings by suspension plasma spraying paweł sokołowski, leszek łatka, stefan kozerski mgr inż. paweł sokołowski, dr inż. leszek łatka, dr inż. stefan kozerski – politechnika wrocławska. autor korespondencyjny/corresponding author: pawel.sokolowski@pwr.wroc.pl streszczenie powłokowe bariery cieplne (thermal. barrier. coatings) są zaawansowanymi systemami materiałowymi, których głównych zadaniem jest ochrona powierzchni metalicznych, np. w turbinach lotniczych, przed obciążeniami cieplnymi. jednym z najważniejszych elementów tego układu jest zewnętrzna powłoka ceramiczna, która ze względu na małą przewodność cieplną oraz wysoką temperaturę topnienia umożliwia obniżenie profilu temperatury na przekroju elementów do wartości dopuszczalnych przez pozostałe materiały. kluczowym zagadnieniem pozostaje możliwość wytwarzania omawianych powłok w sposób ekonomiczny oraz jednocześnie przy zachowaniu korzystnej struktury powłok gwarantującej zachowanie odpowiednich właściwości użytkowych. w badaniach przeprowadzono złożony plan eksperymentu natryskiwania powłok z uwzględnieniem różnych zmiennych w procesie: (i) prędkości liniowej palnika, (ii) odległości natryskiwania, (iii) zawartości fazy stałej w zawiesinie oraz (iv) sposobu przygotowania podłoża. w procesie natryskiwania użyto zawiesin na bazie dwóch różnych proszków tlenku cyrkonu: częściowo, oraz w pełni, stabilizowanego tlenkiem itru; oba są obecnie powszechnie stosowane w przemyśle. na podstawie przeprowadzonych badań ich mikrostruktury dokonano oceny, czy metoda natryskiwania plazmowego z zawiesin, w perspektywie kolejnych lat, może stanowić alternatywę dla obecnie używanych metod do wytwarzanie powłokowych barier cieplnych. słowa kluczowe: natryskiwanie plazmowe z zawiesin, powłokowe bariery cieplne, stabilizowane tlenek cyrkonu, mikrostruktura abstract thermal barrier coatings are advanced multi-material systems whose main goal is to protect metallic surfaces against thermal loads, like for example blades in gas turbines. one of the most important elements of tbc system is the ceramic top layer. due to the low thermal conductivity and a high melting point it allows reducing the temperature profile measured on the crosssection of the element below the limit values for all used materials. the key issue is the ability to produce coatings in an economical way and maintaining a microstructure of coatings guaranteeing the preservation of proper properties at the same time. in the presented studies the complex spray process was conducted. design of spray experiment was made taking into account the different variables in the process: (i) the linear speed of the torch, (ii) spraying distance, (iii) a solid content in the suspension, and (iv) way of preparing a substrate topography. two different yttria stabilized zirconia powders were used to prepare suspensions: partially and fully stabilized respectively. these powders are now widely used in the industrial applications. based on the microstructural studies an assessment was carried out if the suspension plasma spraying can be an alternative method for the production of thermal barrier coatings to the processes applied currently. keywords: suspension plasma spraying, thermal barrier coatings, stabilized zirconia oxide, microstructure wstęp powłokowe bariery termiczne (ang. thermal.barrier. coatings) stanowią jeden z kluczowych elementów rozwoju technologii związanych z turbinami gazowymi zarówno w silnikach samolotów jak również w elektrowniach. głównym zadaniem powłokowej bariery cieplnej jest obniżenie maksymalnej temperatury na przekroju elementu do poziomu dopuszczalnego dla materiałów stosowanych na rdzeń elementu. 41przegląd spawalnictwa vol. 87  3/2015 warstw bariery cieplnej do podłoża oraz polepszenie własności eksploatacyjnych. ponadto istotnym zadaniem warstwy podkładowej jest ochrona podłoża przed utlenianiem. materiałem na międzywarstwę są przeważnie stopy na bazie niklu m-craly (gdzie m stanowi: co, ni lub coni) bądź też stopy ni-al. (aluminidki) [8]. ta warstwa stanowi źródło aluminium dla leżącej na niej warstwy tgo. jest to stosunkowo cienka (do 10 μm) warstwa (ang. thermally. grown. oxide) zbudowana ze stabilnej odmiany tlenku aluminium (α-al2o3). jej podstawowym zadaniem jest zapewnienie ochrony przed utlenieniem podłoża [9]. najważniejszą częścią powłokowej bariery cieplnej jest zewnętrzna warstwa ceramiczna, która powinna charakteryzować się niskim współczynnikiem przewodnictwa cieplnego, zapewniając dzięki temu izolację cieplną łopatki turbiny gazowej. jako materiał na tę część układu tbc najczęściej stosuje się tlenek cyrkonu stabilizowany tlenkiem itru (zro2 + 6÷8% wag. y2o3), znany powszechnie jako ysz (ang. yttria.stabilized.zirconia). dodatek y2o3 stabilizuje częściowo tetragonalną i regularna odmianę tlenku cyrkonu. ponadto zapobiega on zmianom objętości, które wynikają z powstania fazy jednoskośnej [10]. kompletny system powłokowej bariery cieplnej przedstawiono na rysunku 1 [11]. obecnie temperatura gazów spalinowych w turbinach dochodzi do wartości powyżej temperatury topnienia stosowanych materiałów, głównie stopów niklu z dodatkami chromu, aluminium oraz innych pierwiastków. jej wartość przekracza 1500-1600 °c i przewiduje się, że w dalszym ciągu będzie stale podnoszona w tempie około 15 °c/rok [1,2]. jednak problemem są nie tylko wysokie temperatury, ale również jej gwałtowne zmiany w ciągu całego cyklu pracy turbin [3]. w czasie, kiedy turbina rozpoczyna lub też kończy pracę dochodzi do gwałtownych skoków temperatury powodujących występowanie w materiale naprężeń cieplnych. istotnym problemem jest również korozja spowodowana gorącymi gazami spalinowymi. dokładna zawartość zanieczyszczeń zależy od rodzaju paliwa, powietrza oraz składu środka chłodzącego. korozja wysokotemperaturowa w turbinach spowodowana jest w większości obecnością w spalinach związków siarki, wanadu czy też chlorku sodu [4,5]. należy również pamiętać, że opisywane elementy poddawane są także działaniom dużym skokowym obciążeniom mechanicznym oraz procesom erozyjnym. podczas pracy powierzchnia łopatki nieustannie mają kontakt z produktami spalania, zanieczyszczeniami znajdującymi się w powietrzu, a nierzadko dochodzi również do sytuacji, kiedy do silnika dostanie się dużo większy obiekt. wspomniane obciążenia czynią łopatki najbardziej obciążonym elementem turbin gazowych [3]. mimo, bariery termiczne tbc bazujące na ceramice typu ysz są stosowane już od 30-tu lat, zasadniczym problemem nadal jest ich trwałość. zgodnie z przedstawionymi informacjami, łopatki turbin są elementem pracującym w niezwykle wymagających warunkach. rosnące wymagania stawiane materiałom na powłoki tbc sprawiają, że dotychczas badane materiały i stosowane metody ich nakładania, m.in. konwencjonalne natryskiwanie plazmowe, nie pozwalają na uzyskanie odpowiednich parametrów użytkowych tych warstw. w związku z tym trwają intensywne prace badawcze nad nowymi rozwiązaniami. z jednej strony poszukiwane są nowe materiały (m.in. materiały na bazie tlenku cyrkonu stabilizowanego różnymi pierwiastkami ziem rzadkich – gadolin, lantan, cer etc.), z drugiej zaś rozwijane są technologie wytwarzania, które pozwolą na otrzymywanie powłok o podwyższonych własnościach [6,7]. wytwarzanie współczesnych powłokowych barier cieplnych kompletna powłoka tbc składa się z kilku warstw nałożonych na podłoże z superstopu niklu. należy podkreślić, że każda z warstw powłoki charakteryzuje się różnymi właściwościami fizycznymi, mechanicznymi oraz cieplnymi. podstawowym zadaniem podłoża jest przenoszenie obciążeń cieplno-mechanicznych. kolejnym elementem układu jest międzywarstwa. jej podstawową rolą jest zwiększenie przyczepności kolejnych a) b) rys. 1. schemat obrazujący zasadę działania powłokowej bariery termicznej [11] a) oraz przekrój rzeczywistej powłoki tbc (opracowanie własne) b) fig. 1. scheme presenting thermal barrier coating system [11] a) and the micrograph of the cross-section of tbc coating 42 przegląd spawalnictwa vol. 87 3/2015 zewnętrzne powłoki ceramiczne są obecnie wytwarzane głównie metodą osadzania z fazy gazowej, np. z wykorzystaniem wysokoenergetycznej wiązki elektronowej eb–pvd oraz przez natryskiwania plazmowego głównie aps (rys. 2)[5]. metoda eb-pvd pozwala uzyskać powłoki o bardziej optymalnych parametrach. połączenie pomiędzy powłoką a podłożem ma na ogół charakter wiązań chemicznych. powłoki ep-pvd wykazują większą odporność na utlenienie i korozję niż te natryskiwane metodą aps. wyższa jest również odporność na szoki termiczne ze względu na kolumnowy układ struktury. dodatkowo powierzchnia takiej powłoki jest bardziej jednolita, nie występuje problem zatykania otworów chłodzących oraz zachowany jest kształt łopatki. ze względu jednak na wysoką cenę tego typu powłok zarezerwowane są one dla krytycznych elementów turbin. pozostałe, ze względu na niższy koszt, natryskiwane są metodą konwencjonalnego natryskiwania plazmowego [12÷15]. powłoki te są nie tylko tańsze, ale również ze względu na brak kolumnowej struktury wykazują lepszą izolacje cieplną. dodatkowo możliwe jest ich wykonanie w szerokim zakresie grubości [16]. rys. 2. mikrostruktura powłoki naniesionej za pomocą eb–pvd(a) oraz aps(b) [5] fig. 2. the microstructure of ceramic coatings deposited by eb– pvd(a) and aps(b) [5] w ostatnich latach wprowadzono jednak nową, konkurencyjną względem eb-pvd oraz aps, metodę natryskiwania plazmowego z zawiesin (suspension plasma spraying) [17]. umożliwia ona wykonywanie powłok submikronowych, czy nanometrycznych, przy zachowaniu stosunkowo wysokiej efektywności procesu. ponadto metoda sps, ze względu na m.in. złożony przebieg procesu, umożliwia modyfikowanie struktury natryskiwanych powłok. możliwe jest wytworzenie powłok m.in. bardzo porowatych, gęstych jak również powłok o bardzo korzystnym układzie porów prostopadłych do podłoża – tworzących strukturę pseudokolumnową. w dalszej części artykułu skupiono się na możliwościach przygotowania powłok ceramicznych metodą sps różniących się pomiędzy sobą w znaczący sposób mikrostrukturą. na podstawie badań mikrostruktury dokonano oceny potencjalnych możliwości zastosowań natryskanych powłok jako bariery cieplne. opis eksperymentu przygotowanie proszku oraz zawiesiny w badaniach użyto dwóch różnych proszków ceramicznych na bazie tlenku cyrkonu stabilizowanego tlenkiem itru. pierwszym z nich był proszek metco 204ns o składzie chemicznym zro2 + 8 % wag. y2o3. jak wykazały badania przeprowadzone z użyciem dyfrakcji rentgenowskiej (bruker, d8 advance) proszek ten był częściowo stabilizowany. analiza jakościowa (diffraceva software) wykazała, że około 95% wag. stanowiła faza tetragonalna, resztę natomiast faza jednoskośna. ponadto ze względu na duży wymiar cząsteczek proszku konieczne było zmniejszenie jego wymiaru. w tym celu wykorzystano proces mielenia w młynie kulowym, gdzie jednorazowy wkład stanowił: (i) proszek, (ii) kule cyrkonowe, (iii) środek dyspergujący zapobiegający tworzeniu aglomeratów oraz (iv) etanol, jako medium chłodzące. w ten sposób z proszku o średnim rozmiarze cząsteczek dv50=38 µm, uzyskano proszek submikrometryczny (dv50=4,5 µm) (horiba, partica la-950v2). wyjściowy proszek metco 204ns oraz proszek po procesie mielenia zostały pokazany na rysunku 3. szczegółowe badania oraz informacje na temat przygotowywania proszku metco 204ns do procesu natryskiwania zamieszczono w [18]. drugim z użytych proszków był proszek tlenku cyrkonu tosoh tz-8ys o składzie chemicznym zro2+1415% wag. y2o3 (rys. 4). ze względu na wyższą zawartość tlenku itru proszek ten był w pełni stabilizowany i wykazywał strukturę regularną. wymiary cząstek proszku były submikrometryczne, nie było więc konieczności przeprowadzenia dodatkowego mielenia proszku (średni rozmiar cząsteczek, dv50 = 344 nm) (malvern, zetasizer nano zs). proszek tosoh tz-8ys został w pełni scharakteryzowany we wcześniejszych badaniach autorów [19]. proces natryskiwania plazmowego z zawiesin w odróżnieniu od konwencjonalnego natryskiwania b) a) 43przegląd spawalnictwa vol. 87  3/2015 plazmowego charakteryzuje się tym, że zamiast wstrzeliwania w strumień plazmy suchego proszku podawana jest faza ciekła – zawiesina. sposób przygotowania zawiesiny pokazano na rysunku 5. w procesie natryskiwania zostały wykorzystane zawiesiny na bazie dwóch wcześniej opisanych proszków. w obu przypadkach oprócz fazy stałej zawiesina składała się z wody destylowanej oraz etanolu w stosunku 1:1 z dodatkiem środka dyspergującego (beycostat c213ester fosforanowy) zapobiegającego aglomerowaniu cząstek proszku. proces natryskiwania w celu natryskiwania powłok wykorzystano stanowisko wyposażone w palnik plazmowy sg-100 (praixair s.t., indianapolis, usa) z wewnętrznym, promieniowym, układem wtryskiwania zawiesiny. został on zamontowany na ramieniu pięcioosiowego robota irb-6 (abb, zürich, switzerland), który skanował powierzchnię nieruchomych próbek. podłoża stalowe, na których osadzono powłoki zamontowane były na płaskim stole z wykorzystaniem pompy próżniowej. w czasie natryskiwania prowadzono bezdotykowy pomiar temperatury powierzchni próbek z wykorzystaniem pirometru. powierzchnia próbek oraz stół były chłodzone w czasie natryskiwania sprężonym powietrzem. proces natryskiwania przeprowadzony został dwukrotnie. w pierwszym etapie badań wykorzystano mielony proszek metco 204ns, zawiesinę zawierającą 20% wag. fazy stałej oraz dwupoziomowy pełny plan eksperymentu (2k), gdzie zmiennymi parametrami były: (i) prędkość liniowa palnika (od 300 do 500 mm/s) oraz (ii) dystans pomiędzy palnikiem i powierzchnią próbki (od 40 do 60 mm). w kolejnym etapie badań wykorzystano proszek tosoh tz8-ys o znacznie mniejszym wymiarze cząsteczek. natomiast zmiennymi w procesie były: (i) zawartość fazy stałej (proszku) w zawiesinie (odpowiednio 2,5; 5; 10% wag.) oraz (ii) sposób przygotowania podłoża stalowego (piaskowanie, szlifowanie, obróbka laserowa). w obu przypadkach zastosowano tą samą kompozycją gazów plazmowych (40 l/min argonu + 5 l/min wodoru) oraz moc elektryczną wynoszącą 40kw. szczegółowe dane na temat planowania opisywanych eksperymentów można znaleźć w [18,19]. rys. 3. proszek metco 204ns w stanie dostawy a) oraz proszek poddany procesowi mielenia w młynie kulowym b), sem fig. 3. commercial metco 204ns powder a) and powder after ballmilling process b), sem micrographs a) b) rys. 4. proszek tosoh tz-8ys, sem fig. 4. the microstructure of tosoh tz-8ys powder, sem rys. 5. schemat prezentujący przygotowywanie zawiesiny do procesu natryskiwania plazmowego z zawiesin fig. 5. suspension preparation procedure prior to suspension plasma spraying process 44 przegląd spawalnictwa vol. 87 3/2015 na rysunkach 9÷11. można zauważyć, że poprzez zmianę zawartości proszku oraz sposób przygotowania podłoża możliwe było modyfikowanie mikrostruktury powłok w bardzo znaczący sposób. wytworzone powłoki charakteryzowały się zmienną budową wewnętrzną, porowatością, czy topografią powierzchni. stwierdzono, że wraz ze wzrostem zawartości fazy stałej w zawiesinie zmniejszał się udział porów w strukturze powłok (od 21 do 15%) [19], a struktura i topografia powłok stawały się bardziej jednorodne. z kolei sposób przygotowania podłoża determinował w głównej mierze budowę wewnętrzną powłok. w przypadku powłok wytworzonych na podłożu poddanym obróbce laserowej możliwie było zaobserwowanie struktury pseudokolumnowej. z kolei standardowe przygotowanie powierzchni poprzez obróbkę strumieniowo-ścierną powodowało formowanie typowej dwustrefowej struktury powłok, w szczególności, kiedy zawartość proszku w zawiesinie była wysoka. powierzchnia powłok w znaczący sposób odzwierciedlała natomiast sposób przygotowania podłoża przed procesem natryskiwania (rys.10b). tablica i. zestawienie parametrów w procesie natryskiwania table i. design of the spray process eksperyment proszek prędkość liniowa palnika, mm/s odległość natryskiwaia, mm ilość fazy stałej w zawiesinie, % przygotowanie podłoża oznaczenie próbki 1 metco 204ns 300 40 20 piaskowanie ysz-1 metco 204ns 500 40 20 piaskowanie ysz-2 metco 204ns 400 50 20 piaskowanie ysz-3 metco 204ns 300 60 20 piaskowanie ysz-4 metco 204ns 500 60 20 piaskowanie ysz-5 2 tosoh 500 40 2,5 piaskowanie st21 tosoh 500 40 2,5 obróbka laserowa st22 tosoh 500 40 2,5 szlifowanie st23 tosoh 500 40 5 piaskowanie st51 tosoh 500 40 5 obróbka laserowa st52 tosoh 500 40 5 szlifowanie st53 tosoh 500 40 10 piaskowanie st101 tosoh 500 40 10 obróbka laserowa st102 tosoh 500 40 10 szlifowanie st103 rys. 6. powłoka ysz-1: (a) przekrój poprzeczny, (b) powierzchnia; sem (elektrony wtórne) fig. 6. ysz-1 coating: (a) cross-section, (b) surface; sem (se mode) mikrostruktura powłok szczegółowe obserwacje mikrostruktury powłok zostały przeprowadzone wykorzystując skaningową mikroskopię elektronową z zastosowaniem elektronów wtórnych (philips xl30). na przekrojach poprzecznych powłok wytworzonych zgodnie z pierwszym planem eksperymentu (rys. 6a-8a) widoczne są dobrze przetopione lamele, pomiędzy którymi jednak zaobserwowano pory. porowatość w otrzymanych powłokach wynosiła od 8 do 12% [18]. z kolei na powierzchniach badanych powłok (rys. 6b-8b) ujawniono obecność tzw. dwustrefowej mikrostruktury, [20]. jest ona złożona z dobrze przetopionych ziaren (lameli) oraz bardzo drobnych, kulistych cząstek, w formie spieczonych aglomeratów. taka mikrostruktura jest charakterystyczna dla powłok natryskiwanych plazmowo z zawiesin [18,21]. mikrostruktura powłok wytworzonych według drugiego planu eksperymentu została przedstawiona 45przegląd spawalnictwa vol. 87  3/2015 rys. 7. powłoka ysz-3: (a) przekrój poprzeczny, (b) powierzchnia; sem (elektrony wtórne) fig. 7. 7 ysz-3 coating: (a) cross-section, (b) surface; sem (se mode) rys. 8. powłoka ysz-5: (a) przekrój poprzeczny, (b) powierzchnia; sem (elektrony wtórne) fig. 8. ysz-5 coating: (a) cross-section, (b) surface; sem (se mode) rys. 9. powłoka st23: (a) przekrój poprzeczny, (b) powierzchnia; sem (elektrony wtórne)) fig. 9. st23 coating: (a) cross-section, (b) surface; sem (se mode) 46 przegląd spawalnictwa vol. 87 3/2015 dyskusja wyników na podstawie pierwszego z przeprowadzonych eksperymentów, gdzie zmiennymi parametrami były liniowa prędkość palnika względem podłoża oraz odległość natryskiwania, można zaobserwować wyraźny ich wpływ na mikrostrukturę. zauważono, że zbyt wysoka temperatura podczas nanoszenia powłok (mała prędkość i mała odległość) powodowała pęknięcia, których przyczyną były zbyt wysokie naprężenia cieplne. z drugiej strony charakterystyczna dwustrefowa struktura powłok charakteryzująca się stosunkowo dużą porowatością (o rozmiarach mikrometrycznych i submikrometrycznych) powodują obniżenie wartości przewodności cieplnej, co korzystnie wpływa na możliwość zastosowania tych powłok na bariery cieplne. z kolei zastosowanie w drugim planie eksperymentu proszku o mniejszym rozmiarze cząsteczek, wykorzystanie zawiesiny o różnej zawartości fazy stałej, a także odpowiednie przygotowanie podłoża pozwoliło w znaczny sposób modyfikować strukturę otrzymanych powłok. powłoki charakteryzowały się przede wszystkim różną budową wewnętrzną. z jednej strony możliwe było zaobserwowanie, typowych dla natryskiwania plazmowego z zawiesin, dwustrefowych struktur charakteryzujących się występowaniem obszarów przetopionych lameli oraz drobnych spieczonych cząsteczek proszku. mikrostruktura tych powłok, charakteryzująca się regularnym rozłożeniem drobnych porów w strukturze, jest szczególnie interesująca ze względu na korzystne własności cieplne. nieciągłości powłoki w skuteczny sposób blokują przepływ ciepła, dlatego też powłoki te stanowią bardzo dobre zabezpieczenie powierzchni metalicznych przed wysoką temperaturą. z drugiej strony odnotowano, że dzięki zastosowaniu drobnego proszku oraz przygotowaniu podłoża o regularnej topografii powierzchni, np. poprzez obróbkę laserową, możliwe jest wytworzenie struktury pseudokolumnowej. struktura ta, ze względu na m.in. dużo niższe naprężenia wewnętrze w powłoce, jest bardzo korzystna ze względu na wysoką odporność na cykliczne zmiany temperatury (szoki termiczne). należy jednak pamiętać, że podłużne, prostopadłe do powierzchni podłoża, pory nie stanowią bariery dla przepływu ciepła zwiększając przewodność cieplną i tym samym narażają powierzchnię na większe obciążenia cieplne. kompromis pomiędzy wspomnianymi parametrami jest bardzo istotny dla wytrzymałości całego układu tbc i wydaje się, że znalezienie go jest możliwe z wykorzystaniem metody natryskiwania plazmowego z zawiesin poprzez możliwość modyfikacji struktury wytwarzanych powłok. rys. 11. powłoka st101: (a) przekrój poprzeczny, (b) powierzchnia; sem (elektrony wtórne) fig. 11. st101 coating: (a) cross-section, (b) surface; sem (se mode) rys. 10. powłoka st52: (a) przekrój poprzeczny, (b) powierzchnia; sem (elektrony wtórne) fig. 10. st52 coating: (a) cross-section, (b) surface; sem (se mode) 47przegląd spawalnictwa vol. 87  3/2015 podsumowanie przeprowadzone badania miały na celu określić możliwość wykorzystania metody natryskiwania plazmowego z zawiesin (suspension.plasma.spraying) do wytwarzania zewnętrznej warstwy ceramicznej w systemie powłokowej bariery cieplnej. głównym kryterium, jakie przyjęto do opisu przydatności metody natryskiwania z zawiesin (sps) była mikrostruktura powłok, która jak powszechnie wiadomo determinuje późniejsze własności użytkowe. w celu przygotowania powłok wykorzystano złożony plan eksperymentu, który obejmował wykorzystanie dwóch proszków stabilizowanego tlenku cyrkonu, a także różnych parametrów procesu takich jak: (i) prędkość liniowa palnika, (ii) odległość natryskiwania, (iii) zawartość fazy stałej w zawiesinie oraz (iv) sposób przygotowania podłoża. przeprowadzone badania mikrostruktury wykazały, że w zależności od zastosowanych parametrów procesu możliwe było wytworzenie powłok o zróżnicowanej mikrostrukturze. otrzymane powłoki charakteryzowały się różną porowatością (od bardzo porowatych do stosunkowo gęstych), czy topografią powierzchni. kluczowym osiągnięciem było jednak otrzymanie powłok o różnej budowie wewnętrznej – zarówno powłok charakteryzujących się typową dwustrefową strukturą jak i powłok o budowie pseudokolumnowej. poprzez możliwość modyfikacji struktury powłok możliwe jest w znaczącym stopniu modyfikowanie ich własności użytkowych. na tej podstawie stwierdzono, że natryskiwanie plazmowe z zawiesin może być bardzo znaczącą alternatywą dla metod stosowanych obecnie (eb-pvd czy aps) w celu wytworzenia zewnętrznej powłoki ceramicznej w powłokowych barierach cieplnych. literatura [1] f.r. martínez, a.a.r. martínez, m.t. velázquez, p.q. diez, g.t. eslava, j.a. francis: evaluation of the gas turbine inlet temperature with relation to the excess air, energy and power engineering, 2011, 3, s. 517-524. [2] e. campo, v. lupinc: high temperature structural materials for gas turbines, conference of innovative materials, imat 92, modena, 1992. [3] roberts t.: the structure and stability of high temperature intermetallic phases for application within coating systems, phd thesis, cranfield university, november 2009. [4] a.s. khanna, s.k. jha.: degradation of materials under hot corrosion conditions, trans. indian inst. met. 51 (5) (1988) s. 279–290. [5] h. xu, h. guo: thermal barrier coatings, woodhead publishing limited, 2011. [6] t.b. hazel, d.a. litton, m.j. maloney, u.s. patent no. us20130260132, 2013. [7] j. larose, us patent no. 2014/0017477 a1, 2014. [8] r.c. reed: the superalloys: fundamentals and applications, cambridge university press, uk, 2006. [9] g. evans, d. clarke, c. levi: the influence of oxides on the performance of advanced gas turbines, journal of the european ceramic society, 28 (2008), s. 1405-1419. [10] r. swadźba, j. wiedermann, r. rozmus: analiza mikrostruktury powłokowych barier cieplnych tbc po teście cyklicznego utleniania w temperaturze 1100 °c, prace instytutu metalurgii żelaza, 3 (2013), s. 29-34. [11] p. nitin padture, maurice gell, e.h. jordan: thermal barrier coatings for gas-turbine engine applications, science, vol. 296 issue 5566, s. 280-284, 2002. [12] r.a. miller: current status of thermal barrier coatings – an overview, surf. coat. technol., 30 (1987), s. 1-11. [13] m. gell, g. vaidyanathan, b. barber, et al.: mechanism of spallation in platinum aluminide/electron beam physical vapour deposited thermal barrier coatings, metall. trans., 30a (1999), s. 427-435. [14] d.j. wortman, b.a. nagaraj, e.c. duderstadt: thermal barrier coatings for gas turbine use, mater. sci. eng. a, 121 (1989), s. 433-440. [15] z. tang, h. kim, i. yaroslavski, g. masindo, z. celler, d. ellsworth: novel thermal barrier coatings produced by axial suspension plasma spray, proceedings of international thermal spray conference and exposition, 2011, hamburg, germany. [16] d.j. wortman, b.a. nagaraj, e.c. duderstadt: thermal barrier coatings for gas turbine use, mater. sci. eng. a, 121 (1989) 433–440. [17] f. gitzhofer, e. bouyer, m.i. boulos: suspension plasma spraying, us patent 5 609 921, 3 november 1997. [18] l. łatka, a. cattini, l. pawłowski, s. valette,b. pateyron, j.p. lecompte, r. kumar, a. denoirjean: thermal diffusivity and conductivity of yttria stabilized zirconia coatings obtained by suspension plasma spraying, surface and coatings technology, 208 (2012) s. 87-91. [19] p. sokołowski, s. kozerski, l. pawłowski, a. ambroziak: the key process parameters influencing formation of columnar microstructure in suspension plasma sprayed zirconia coatings, surface and coatings technology, volume 260, 2014, s. 97-106. [20] kozerski s., pawłowski l., jaworski r., roudet f., petit f., two zones microstructure of suspension plasma sprayed hydroxyapatite coatings, surface and coatings technology, 204 (2010) 1380-1387. [21] s. kozerski, l. łatka, l. pawłowski, f. cernuschi, f. petit, c. pierlot, h. podlesak, j.p. laval: preliminary studies on suspension plasma sprayed zro2 + 8 wt.% y2o3 coatings, journal of the european ceramic society, 31 (2011), s. 2089-2098. 201312_pspaw_25gt.pdf 32 przegląd spawalnictwa 12/2013 joe buckley development of an optimized array wheel probe for inspection of fibre glass composites opracowanie optymalnej głowicy oponowej   phased array do badań kompozytów   z włóknem szklanym oe b ck ey – sonatest ltd. streszczenie wraz z rosnącym zaawansowaniem energetyki wiatrowej pojawiła się potrzeba maksymalizacji sprawności i pewności elementów turbiny wiatrowej. jednym z ważniejszych zadań była redukcja masy, kosztów wytwarzania i ciężaru przekładni, łożysk oraz innego wyposażenia. redukcja masy łopat wirnika musi być związana z pewnością bezaawaryjnego działania zgodnie z założeniami projektowymi. badania nieniszczące (ndt) są jednym z narzędzi kontrolnych. większość konstrukcji łopat wirników zawiera duże ilości włókna szklanego, które jest znane jako bardzo trudny materiał do badań technikami ultradźwiękowymi. sonatest udoskonalił wariant oponowej głowicy phased array, optymalizując ją do badań tych trudnych kompozytów przez zastosowanie częstotliwości niższej niż normalnie. ten artykuł pokazuje dokonaną optymalizację oraz osiągnięte rezultaty. abstract with growing maturity in the wind power industry has come the need to maximise the efficiency and reliability of turbine equipment. one key aspect of this is weight reduction, both to reduce manufacturing cost and to reduce loading on gearboxes, bearings and associated equipment. however to reduce the weight of the blades we must ensure that they perform as designed. non–destructive testing is a key element of this. most turbine blade structures contain a large amount of glass-fibre, which is a notoriously difficult material to inspect with ultrasonic techniques. sonatest have developed a variant of their array wheel probe, optimised for inspection of difficult composite materials and employing ‘lower than normal’ inspection frequencies. this paper discusses the design optimisations, and details the results obtained. introd ction the prob em as the political and economic case for wind power grows stronger the demand is for higher powered and more cost-effective turbine systems. one obvious aspect of this is that the turbine blades get longer. when sonatest was first involved in wind systems (around 2004) 3 mw generators with 40 m blades were state of the art, now we have systems of more than twice this power with 75 m blades being installed (siemens wind energy). it seems inevitable that we will approach 100 m blade length before too many more years have passed. however as blades get longer there are serious engineering challenges. these huge structures increase in weight almost exponentially as the length increases – they need to be sturdier to support their own weight, so for any given construction technology we reach a point of diminishing returns. as with all engineering, reducing weight eliminates the possibility to over-design and it becomes essential that structures perform as expected. effective ndt 33przegląd spawalnictwa 12/2013 ig. 1. modern wind turbine, with a380 shown for scale rys. 1. nowoczesna siłownia wiatrowa z samolotem airbus a380 w odpowiedniej skali is becoming more and more important, especially as modern blade designs rely on high-strength bonds however as we know composite materials present many inspection challenges (buckley, 2006), especially glass fibre, where ultrasonic inspection becomes difficult due to the acoustic mismatch between the matrix and reinforcement materials. the sheer size of the structures involved means that any inspection technique must be quick and, as far as possible, provide unambiguous results. minimising the cost of inspection is very important. sonatest hee probes back gro nd sonatest has been involved in the development of wheel probes using array technology since ndt solutions, which became part of sonatest, became involved in an airbus-supported project around the beginning of the century. this project, which used an innovative polymer technology developed at bristol university, resulted in a sensor design that incorporated a 5 mhz 64 element array, inside a water-filled wheel. the tyre is made using a special polymer material, which is acoustically matched to water. this gives both good near surface resolution, comparable to an immersion system, and the ability to scan a fairly thick material without interference from internal echoes. this approach has been very successful, providing a tool (brotherhood, drinkwater, & freemantle, 2003) which is easy to handle, and is capable of giving good ultrasonic results while being scanned at fairly high speed over surfaces of moderate roughness, where it is very difficult to scan consistently using a conventional delay line probe. the basic design has been developed and has evolved in several stages, today we have a range of probes available, used primarily for two applications: inspection of high-performance (mainly aerospace) composites and corrosion inspection, mainly in pipework for the petrochemical industry. around 2004 an automated system using a low frequency large wheel for wind turbine blade inspection was developed. that system was mechanically scanned, and was too large for manual use. with increasing demand from this sector, a project was launched to resurrect and develop this idea in order to create a probe design which was more suitable for general use. c stom de e opment key priorities for the new design: 1. ergonomic design suitable for use by hand, 2. acceptable pressure required in use, 3. acceptable weight (target 5 kg), 4. sufficient internal water path to allow use on composites up to 70 mm thick, 5. easy to build, use and service. two initial design concepts were considered: one was similar to our existing ‘radius wheel probe’ using an aluminium frame. the second developed this further using a frame mostly carbon fibre and nylon sls parts. it was felt that the carbon fibre construction conveyed significant weight and appearance benefits (avoiding the need for anodised parts) and, as a colleague put it. “we make equipment to test composite materials – we should understand them well enough to use them”. ig. 2. aluminium developed concept rys. 2. rozwiązanie z ramą aluminiową ig. 3. composite developed concept rys. 3. rozwiązanie z ramą z włókna węglowego 34 przegląd spawalnictwa 12/2013 a full design was approved based on the composite concept. needless to say there were many detail changes along the way. the ‘final’ design that emerged looked like this: xperimenta a idation the probe was tested on a wide variety of samples, mostly glass fibre and glass carbon combinations. it was apparent that both 1 mhz and 500 khz frequencies were needed to permit optimisation of resolution on thinner samples, while giving good penetration of thicker materials. ig. 5. photograph of prototype rys. 5. zdjęcie prototypu ig. 4. rendered cad design rys. 4. projekt opracowany w cad ig. 6. time to first tyre echo rys. 6. czas do pierwszego echa opony a lot of work was carried out to maximise the water path length. the current design (which could potentially be optimised further) gives a time until the second reflection equivalent to approximately 110 mm in epoxy matrix glass fibre (assumed velocity 3000 ms-1) as shown in fig. 6. res ts on ario s rp samp es at 500 k z and 1 z gain and tcg adjusted as required. as can be seen the 1 mhz array gives slightly better resolution, but at the cost of an increased material noise, and the 41÷47 mm thickness in gfrp represents pretty much the maximum thickness that can be tested at 1 mhz. given that these samples were made to a higher quality level (i.e. fully saturated fibre) than is necessarily to be expected in ‘good’ material. it seems that 0.5 mhz is probably the most sensible frequency to use in practice. ig. 7. wewp, 500 khz, 18.7mm gfrp rys. 7. wewp, 500 khz, 18.7mm gfrp ig. 8. wewp, 1 mhz, 18.7 mm gfrp rys. 8. wewp, 1 mhz, 18,7 mm gfrp 35przegląd spawalnictwa 12/2013 ig. 9. wewp, 500 khz, 24 mm gfrp rys. 9. wewp, 500 khz, 24 mm gfrp ig. 10. wewp, 1 mhz, 24 mm gfrp rys. 10. wewp, 1 mhz, 24 mm gfrp ig. 11. wewp, 500khz, 41 mm gfrp rys. 11. wewp, 500khz, 41 mm gfrp ig. 13. wewp, 500 khz, 47 mm gfrp rys. 13. wewp, 500 khz, 47 mm gfrp ig. 14. wewp, 1 mhz, 47 mm gfrp rys. 14. wewp, 1 mhz, 47 mm gfrp ig. 15. wewp, 500 khz, 8 mm fbh, 4 mm from back wall in 20 mm acrylic rys. 15. wewp, 500 khz, 8 mm fbh, 4 mm od tylnej ścianki w 20 mm acrylic ig. 12. wewp, 1 mhz, 41 mm gfrp rys. 12. wewp, 1 mhz, 41 mm gfrp ig. 16. wewp, 1 mhz, 8 mm fbh, 4 mm from back wall in 20 mm acrylic rys. 16. wewp, 1 mhz, 8 mm fbh, 4 mm od tylnej ścianki w 20 mm acrylic 36 przegląd spawalnictwa 12/2013 xperimenta work on test pane a large gfrp test panel was inspected using the 500 khz. wheel probe attached to a 2d scanning frame. this panel had a number of inserts at various depths, and also a resin-poor region in the centre – this obscured some of the defects, so a scan from both sides would be ideal. the images below show back wall amplitude and depth c – scans of this sample. note that near surface defects fall outside the gate and show as dark. ie d tria s field trials were carried out with a number of potential customers. ig. 17. experimental setup for 2d scan rys. 17. eksperymentalne ustawienie dla skanu 2d ig. 18. back-wall amplitude rys. 18. amplituda tzw. dna ig. 19. depth to largest echo in gate rys. 19. głębokość dla największego echa w bramce esign re nement following the field trials a number of design changes were made, in particular: – the handle was redesigned for improved comfort, and to suit people with larger hands! – the trail wheel adjustment was simplified. – control buttons were added. – the tyre edge sealing was modified. as well as a number of other changes which were carried out to ease manufacturing and service. conc sions the ‘wind energy wheel probe’ design is now ready for market and shows promise in a lot of key areas. we look forward to discussing its applications in future. references [1 ]brotherhood, c. j., drinkwater, b. w., & freemantle, r. j. (2003). an ultrasonic wheel-array sensor and its application to aerospace structures. insight, 45 (11), 729-734. [2] buckley, j. m. (2006). a comparison of techniques for ultrasonic inspection of composite materials. [3] 12th asia-pacific conference of ndt. auckland, nz. [4] siemens wind energy. (n.d.). siemens 6.0 mw offshore wind turbine. retrieved august 5th, 2013, from http://www. swe.siemens.com/spain/web/es/energy/energias_renovables /eolica /documents/6mw_direct_drive_offshore_ wind_turbine.pdf ps 4 2018 www.pdf 25przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 wpływ długotrwałej obróbki cieplnej   na trwałość zmęczeniową bimetalu cyrkon-stal the effect of long-term thermal treatment on fatigue life of bimetal zirconium-steel dr mariusz prażmowski; dr hab. inż. dariusz rozumek, prof. po  – politechnika opolska; prof. dr hab. inż. henryk paul  – instytut metalurgii i inżynierii materiałowej pan w krakowie. autor korespondencyjny/corresponding author: m.prazmowski@po.opole.pl streszczenie w pracy opisano strukturę, właściwości mechaniczne oraz rozwój pęknięć zmęczeniowych w układach platerów cyrkon-stal zgrzewanych wybuchowo, poddanych długotrwałemu oddziaływaniu temperatury. próbki w stanie po spojeniu wygrzewano w temperaturze 600 °c w czasie 10 i 100 godzin, a następnie poddano obserwacjom mikroskopowym, określono twardość, wytrzymałość na rozciąganie oraz poddano wahadłowemu zginaniu. w odkształconych próbkach zaobserwowano wzrost pęknięć zmęczeniowych równolegle do przyłożonego obciążenia, przy czym inicjacja pęknięć występowała w stali. słowa kluczowe: zgrzewanie wybuchowe; zginanie; zmęczenie; twardość abstract the paper describes the structure, mechanical properties and fatigue cracks growth in explosively welded zirconium – carbon steel cladding system subjected to long-lasting temperature impact. after annealing at 600 °c for 10 and 100 hours the samples were subjected to microscopic observations and finally the microhardness, tensile strength and cyclic bending were determined. in the deformed specimens the initiation of fatigue cracks occurred in the steel whereas further cracks growth occurred parallel to the applied load. keywords: explosive welding; bending; fatigue; hardness wstęp budowa nowoczesnej, wysokoodpornej korozyjnie aparatury chemicznej i procesowej, o planowanym długim okresie eksploatacji i relatywnie niskim koszcie wytwarzania, wymaga stosowania metali reaktywnych takich jak: tytan, cyrkon, tantal oraz ich stopy. materiały te w postaci wyrobów walcowanych, tj. blachy czy taśmy są relatywnie drogie, jednak rozwiązaniem obniżającym koszty ich wykorzystania może być zastosowanie układów warstwowych. w tego typu układach materiałem spełniającym wymogi konstrukcyjne jest blacha podstawowa (najczęściej stal odpowiedniego gatunku), na którą nakłada się cienką warstwę materiału o specjalnych właściwościach. dotychczas jedyną technologią pozwalającą na łączenie materiałów o bardzo zróżnicowanych własnościach fizyko-chemicznych jest technologia zgrzewania wybuchowego. technologiczne aspekty zgrzewania wybuchowego przedstawiono w licznych pracach [1,7,8]. cechą charakterystyczną tej technologii jest łączenie materiałów w wyniku zderzenia z dużą prędkością blachy podstawowej z nakładaną. w efekcie w strefie połączenia występuje silne odkształcenie plastyczne oraz umocnienie łączonych materiałów. następujące pod wpływem tych czynników zmiany strukturalne, w szeroko pojętej mariusz prażmowski, dariusz rozumek, henryk paul przeglad welding technology review strefie złącza, zostały szczegółowo opisane w literaturze [1÷5]. umocnienie oraz wzrost naprężeń w strefie połączenia są niekorzystne z punktu widzenia dalszej przeróbki materiałów platerowanych tj. prostowania, tłoczenia, obróbki skrawaniem, spawania itp. w tym przypadku istotnym zagadnieniem w produkcji materiałów platerowanych jest obróbka cieplna. celowość, a nawet konieczność przeprowadzenia tego typu obróbki udokumentowano w pracach [6,7]. długotrwałe oddziaływanie wysokiej temperatury w warunkach eksploatacyjnych nie pozostaje obojętne na własności mechaniczne, jak również zmiany strukturalne w strefie połączenia powodujące najczęściej spadek własności wytrzymałościowych. w pracy analizowano wpływ długotrwałego oddziaływania wysokiej temperatury na zmiany strukturalne oraz właściwości mechaniczne w bimetalach cyrkon-stal węglowa zgrzewanych wybuchowo, które poddano obróbce cieplnej w temperaturze 600 °c przez 10 (pr. 10 h) i 100 godzin (pr. 100 h) w atmosferze obojętnej. w oparciu o wykonane badania makroi mikrostrukturalne, jak również powiązane z nimi badania mechaniczne przedstawiono wpływ temperatury i czasu na właściwości złącza cyrkon-stal. doi:.http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v90i4 .876 26 przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 rys.  1.  obróbka cieplna bimetali – próbka zatopiona w ampule kwarcowej do badań: a) metalograficznych i wytrzymałości, b) zmęczeniowych fig. 1. heat treatment of bimetal – a specimen enclosed in glass ampule for: a) metallographic observations and strength, b) fatigue tests tablica i. skład chemiczny i właściwości mechaniczne stali p 355nl2 oraz stopu cyrkonu zr 700 table i. chemical composition and mechanical properties of p 355nl2 steel and zr 700 alloy materiał do badań i metodyka badań materiałem do badań była płyta bimetalowa o wymiarach 300 x 500 mm wykonana technologią zgrzewania wybuchowego. materiałem podstawowym w tym układzie jest blacha ze stali niestopowej (w gatunku p355nl2) o grubości 22 mm, natomiast materiałem nakładanym blacha z czystego technicznie cyrkonu (zr700) o grubości 3,15 mm. w tablicy i przedstawiono skład chemiczny oraz właściwości mechaniczne łączonych materiałów. szczegółowy opis wykonania układu bimetalowego cyrkon-stal w procesie spajania wybuchowego przedstawiono w pracach [1,5,8]. z bimetalu pobrano materiał do badań mikroskopowych, mechanicznych i zmęczeniowych. próbki do badań zmęczeniowych wycięto z bimetalu równolegle do kierunku propagacji frontu detonacji, a następnie przygotowano zgodnie z normą astm d 3165-95. jej kształt i wymiary przedstawiono w pracy [5]. przygotowane próbki zatopiono w osłonie ze szkła kwarcowego w warunkach wysokiej próżni (rys. 1a i 1b), które następnie poddano obróbce cieplnej w elektrycznym piecu muflowy lmh 04/12 firmy lac. próbki w stanie po spojeniu oraz wygrzewane poddano obserwacjom mikroskopowym. sposób preparatyki zgładów metalograficznych do badań przedstawiono w pracy [9]. końcowym etapem przygotowania zgładów było trawienie chemiczne (3% roztworem hno3 w c2h5oh) w celu ujawnienia struktury stali oraz granicy występowania obszarów przetopionych. badania metalograficzne prowadzono na mikroskopie optycznym olympus ix 70 z kamerą cyfrową oraz oprogramowaniem do analizy obrazu opta-tech. dla bimetalu po spojeniu oraz po obróbce cieplnej analizowano zmiany umocnienia w strefie połączenia w oparciu o pomiary twardości metodą vickersa, wykonane przy obciążeniu 50g i 100g. metodykę prowadzenia pomiarów przedstawiono w pracy [5,6]. wykonano także pomiary wytrzymałości na rozciąganie rm (po spojeniu oraz po oc) w oparciu o badanie nienormatywnych próbek na maszynie wytrzymałościowej instron 3382. kształt, wymiary oraz schemat wykonania próby przedstawiono w pracy [2]. wyniki badań i ich analiza     analizy mikroskopowe w przypadku plateru w stanie po spojeniu (pr. w) oraz do obróbki cieplnej pobrano próbki o wymiarze 6 x 6 x 10 mm, który obejmował całkowity przekrój blachy nakładanej oraz taki sam przekrój blachy podstawowej. szczegółową charakterystykę granicy połączenia przeprowadzono na mikroskopie metalograficznym olympus ix 70 wyposażonym w oprogramowanie do analizy obrazu, mierząc podstawowe parametry, tj. długość (n) i wysokość (h) fali oraz pole powierzchni obszarów przetopionych (pi). schemat wykonywania pomiarów oraz wyniki przedstawiono w pracach [2,5,9]. strukturę blachy cyrkonowej oraz stalowej w stanie wyjściowym, tj. przed procesem spajania oraz charakterystykę granicy połączenia przedstawiono w pracach [2,5]. w przypadku próbek poddanych obróbce cieplnej nie prowadzono analiz związanych z charakterystyką strefy połączenia, gdyż w przypadku materiałów platerowanych obróbka cieplna nie powoduje zmian parametrów fali. istotne z punktu widzenia analiz mikroskopowych są zmiany strukturalne występujące pod wpływem oddziaływania temperatury w czasie. po 10 godzinach obróbki w stali zaobserwowano zrekrystalizowane ziarna ferrytu, o czym świadczy ich równoosiowy kształt oraz odkształcone, nieliczne ziarna perlitu (rys. 2a). w warstwie bezpośrednio sąsiadującej z granicą połączenia obserwowano wąską strefę o strukturze ferrytycznej, co może świadczyć o odwęgleniu tego obszaru w wyniku długotrwałego oddziaływania wysokiej temperatury. zjawisko to nasila się wraz z wydłużeniem czasu wygrzewania do 100 godzin, po którym szerokość strefy odwęglonej w stali wynosi 215÷316 µm (rys. 2b). umocnienie w strefie połączenia w procesie łączenia z wykorzystaniem energii wybuchu materiały zderzają się w punkcie kolizji z prędkością kilkuset metrów na sekundę, przy ciśnieniu rzędu kilku gpa. zjawiska te sprzyjają umocnieniu obydwu materiałów w tej strefie, co wykazano w wielu pracach [2÷5]. przeprowadzone pomiary twardości pozwoliły na określenie zmian umocnienia zarówno w strefie bezpośrednio przy granicy połączenia (do 0,5 mm), jak i w odległości do 3 mm od tej granicy. otrzymane wyniki zestawiono z pomiarami twardości blach przed procesem zgrzewania wybuchowego i przedstawiono na rysunku 3. na podstawie rysunku 3a (wykres umocnienia w materiale nakładanym i podstawowym w zakresie odległości do 3 mm od granicy połączeń) można stwierdzić, że największe umocnienie występuje w obu łączonych materiałach w odległości 0,02 mm od tej granicy. wraz ze wzrostem materiał udział pierwiastków [% at.] c mn si p s ni cr h n al mo o nb fe zr 700 <0,002 – – – – – 0,05 <0,0003 <0,002 – – 0,05 – 0,05 p355l2n 0,170 1,130 0,345 0,008 0,001 0,285 0,150 – 0,004 0,045 0,035 – 0,019 reszta własności mechaniczne re [mpa] rm [mpa] e [gpa] a5 [%] zr 700 143 300 100 31 p355l2n 402 511 210 27 a) b) 27przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 rys. 2. struktura w strefie połączenia po wygrzewaniu w temperaturze 600 °c: a) pr. 10h, b) pr. 100h fig. 2. structure in the joint zone after heating at 600 °c for: a) sp. 10h, b) sp. 100h rys. 3.  ‘linie skanowania’ pokazujące zmiany średnich wartości twardości dla próbek w stanie po spojeniu i po obróbkach cieplnych w odległości do: a) 3 mm, b) 0,5 mm od granicy połączenia fig. 3. ‘line scans’ showing the distribution of average hardness values in clad after joining as well as after heat treatment in the distances from the interface up to: a) 3 mm, b) 0.5 mm odległości od granicy połączenia, twardość systematycznie maleje i w odległości ok. 1 mm umocnienie stali stabilizuje się. największe umocnienie występuje w odległości do 0,5 mm od granicy połączenia (rys. 3b). analiza zmiany umocnienia w materiale nakładanym (cyrkon) wykazała, że w tym przypadku czas wygrzewania wpływa na zmiany twardości w strefie połączenia. w pierwszym punkcie pomiarowym, dla którego twardość w stanie po spojeniu jest największa, zaobserwowano spadek twardości w cyrkonie o 30÷40% dla obu czasów wygrzewania. podobny spadek umocnienia w cyrkonie zaobserwowano w odległości 0,5 mm od złącza. twardości blachy cyrkonowej w stanie dostawy wynosiła 175 hv. podobne zmiany obserwowano w materiale podstawowym, w którym wraz ze wzrostem czasu wygrzewania zmniejszało się umocnienie. w przypadku pr. 10 h obserwowano spadek twardości o 25%, a pr. 100 h do 30% w stosunku do twardości w tym punkcie w materiale po spojeniu. w odległości 0,5 mm od granicy połączenia wygrzewanie próbek przez 10 godzin spowodowało spadek twardości o 40%, a przez 100 godzin o 45% w stosunku do twardości po spojeniu. dodatkowo przeprowadzono pomiary twardości w wybranych punktach obszarów przetopionych w stanie po spojeniu oraz po obróbce cieplnej (rys. 4), które wykazały, że twardość w strefie przetopionej zmienia się w szerokim zakresie. w przypadku braku obróbki cieplnej minimalna twardość wyniosła 477 hv, a maksymalna 896 hv i była prawie 4-krotnie większa od najbardziej umocnionych obszarów w materiałach łączonych (247 hv dla stali). przeprowadzona obróbka cieplna przy czasie wygrzewania 10 h nie spowodowała znacznych zmian twardości w strefie przetopionej, w stosunku do stanu po spojeniu. twardość dla próbki 10 h wahała się w granicach 354÷1053 hv. długi czas wygrzewania (100 h) spowodował ponad 1,5-krotny wzrost maksymalnych wartości mikrotwardości w obszarach przetopionych, która dla punktu 14 wyniosła 2435 hv (rys. 4b). własności wytrzymałościowe  przeprowadzone badania wytrzymałości na rozciąganie (rm) bimetalu w stanie po spojeniu oraz po obróbce cieplnej, pozwoliły na ocenę zmian własności mechanicznych (rys. 5). z przeprowadzonych badań wynika, że czas wygrzewania ma znaczący wpływ na wartość wytrzymałości na rozciąganie (rm) analizowanego układu bimetalowego. średnia wytrzymałość rm bimetalu po procesie spajania (pr. w) wyniosła 537 mpa. wartość ta świadczy o wysokich właściwości mechanicznych połączenia, zbliżonych do własności stali przed procesem spajania (tabl. i). wygrzewanie bimetalu w temperaturze 600 °c przez czas 10 godzin spowodowało ok. 50% spadek wytrzymałości rm = 284 mpa (rys. 5), co wynika ze spadku twardości w strefie umocnienia, a także zmian strukturalnych spowodowanych rekrystalizacją odkształconych i rozdrobnionych ziaren w pobliżu granicy połączenia. w przypadku pr. 100 h zaobserwowano ok. 70% spadek wytrzymałości w stosunku do wytrzymałości po procesie spajania. a) a) b) b) zr stal stal odległość od granicy złącza [mm]odległość od granicy złącza [mm] tw ar do ść  h v 0, 05 tw ar do ść  h v 0, 05 zr 28 przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 rys.  4.  mikrotwardość w strefie przetopienia bimetalu cyrkon-stal: a) w stanie po spojeniu, b) po wygrzewaniu w temp. 600 °c przez 100 godzin fig.  4. microhardness in the zirconium-steel bimetal melting zone: a) after cladding, b) after annealing at the temperature of 600°c for 100 hours rys. 6. mikrostruktura i ścieżka pękania w złączu cyrkon-stal po 10 godzin fig. 6. microstructure and crack path in zirconium-steel joint after 10 hours rys. 5. wpływ czasu wygrzewania na wytrzymałość na rozciąganie bimetalu zr-stal fig. 5. influence of the annealing time on the tensile strength of zrsteel bimetal tak niskie właściwości wytrzymałościowe są związane ze znacznym rozrostem ziarna w strefie połączenia oraz prawie całkowitym odwęgleniem tej strefy po stronie materiału podstawowego (rys. 2b). badania zmęczeniowe próbki badano przy amplitudzie obciążenia ma = 14,2 n•m, a zniszczenie nastąpiło w próbce pr. 10 h, po osiągnięciu trwałości nf = 272500 cykli, natomiast w pr. 100 h, po nf = 184000 cykli. rozwój pęknięć występował na płaszczyznach prostopadłych do największych naprężeń normalnych i po granicy połączenia obu materiałów. próbki po obróbce cieplnej miały trwałości mniejsze niż próbka po spojeniu (pr. w). w obu przypadkach inicjacja i propagacja pęknięć następowała od strony stali. na rysunku 6 pokazano ścieżkę pękania w złączu cyrkon-stal po wygrzewaniu przez 10 godzin, podobny przebieg zaobserwowano w pr. 100 h. zr stal a) zr stal b) stan materiału w yt rz ym ał oś ć  na  ro zc ią ga ni e  r m  [m p a] zr stal 29przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 literatura [1] walczak w.: zgrzewanie wybuchowe metali i jego zastosowanie, wnt, warszawa 1989. [2] prażmowski m.: mechanical properties of zirconium/steel bimetal fabricated by means of explosive welding at varied detonation velocities, archives of metallurgy and materials, vol. 59, pp.1137-1142, 2014. [3] prażmowski m., paul h.: the effect of stand-off distance on the structure and properties of zirconium-carbon steel bimetal produced by explosion welding, archives of metallurgy and materials, vol. 57, pp. 1201-1210, 2012. [4] paul h., faryna m., prażmowski m., bański r.: changes in the bonding zone of explosively welded sheets. archives of metallurgy and materials, vol. 56, pp. 1201-1210, 2011. [5] prażmowski m., rozumek d., paul h.: static and fatigue tests of bimetal zr-steel made by explosive welding, engineering failure analysis vol. 75, pp. 71-81, 2017. wnioski przeprowadzone badania oraz analiza otrzymanych wyników pozwala na sformułowanie następujących wniosków: 1. wzrost czasu wygrzewania prowadzi do zmian strukturalnych w strefie połączenia. wygrzewanie bimetalu przez 10 godzin wpływa korzystnie, powodując rekrystalizację oraz rozdrobnienie ziarna odkształconego plastycznie podczas procesu zgrzewania. w przypadku długiego czasu wygrzewania (100 godz.) następuje znaczny rozrost ziarna oraz odwęglenie stali w strefie przy granicy połączenia. 2. występujące w procesie zgrzewania wybuchowego zderzenia płyt z dużą prędkością oraz wysokie ciśnienie w punkcie kontaktu, powodują wzrost twardości, a tym samym znaczne umocnienie w strefie połączenia. przeprowadzenie obróbki cieplnej w znacznym stopniu zmniejsza umocnienie w strefie połączenia bimetalu, przy czym największe zmiany zaobserwowano w materiale podstawowym. 3. występujące w strefie złącza warstwy przetopione mają twardość kilkakrotnie większą niż najsilniej umocnione miejsca w materiałach łączonych. długotrwałe wygrzewanie w wysokiej temperaturze powoduje ponad 1,5-krotny wzrost twardości w analizowanych punktach obszaru przetopionego (rys. 4). 4. zmiany strukturalne zachodzące podczas obróbki cieplnej wpływają na właściwości mechaniczne badanego bimetalu. wydłużenie czasu wygrzewania powoduje systematyczny spadek wytrzymałości na rozciąganie i trwałości zmęczeniowej w stosunku do stanu po spojeniu. [6] prażmowski m., paul h., żok f.: the effect of heat treatment on the properties of zirconium-carbon steel bimetal produced by explosion welding, archives of metallurgy and materials, vol. 59, pp.1143-1149, 2014. [7] bański r., paul h., prażmowski m., miszczyk m.: wpływ obróbki cieplnej na zmiany strukturalne oraz własności mechaniczne bimetali ti/ni wytwarzanych metodą spajania wybuchowego, rudy i metale nieżelazne, r 57, nr 5, s. 312-318, 2012. [8] prażmowski m., paul h.: charakterystyka bimetali cyrkon-stal wykonanych technologią zgrzewania wybuchowego przy zastosowaniu zróżnicowanych parametrów procesu, przegląd spawalnictwa, vol. 4, s. 15-21, 2012. 201101_pspaw 23przegląd spawalnictwa 1/2011 ryszard sikora tomasz chady bogdan piekarczyk tomasz pietrusewicz inteligentny system analizy radiogramów do oceny jakości złączy spawanych intelligent system for radiogram analysis for welds  quality inspection prof. dr inż. ryszard sikora, dr hab. inż. tomasz chady, mgr inż. tomasz pietrusewicz – zachodniopomorski uniwersytet technologiczny, szczecin, mgr inż. bogdan piekarczyk – technic-control, szczecin. streszczenie w pracy przedstawiono koncepcję systemu do inteligentnej oceny jakości połączeń spawanych dokonywanej na podstawie komputerowej analizy radiogramów. opisano założenia projektu, sprzęt stosowany do jego realizacji oraz oprogramowanie stworzone na potrzeby omawianego zadania. projekt przewiduje ograniczenie udziału człowieka w podejmowaniu decyzji do niezbędnego minimum. system ma za zadanie automatyzację procesu wydawania opinii i informowania o stanie badanych złączy na podstawie obowiązujących norm. abstract an intelligent system for radiogram analysis for welds quality inspection is presented in this paper. the conception of this project, hardware used in it and implemented software applications are described. the limitation of human influence in making decision about welds quality is the main aim of this project. the system is able to prepare an opinion about welds quality automatically taking into consideration existing european standards. wstęp w badaniach nieniszczących zapotrzebowanie na testowanie jakości połączeń spawanych jest istotne ze względu na wiele gałęzi przemysłu wykorzystujących metody spajania jako efektywny sposób wykonywania połączeń elementów o nierzadko krytycznym znaczeniu w konstrukcji. jakość połączeń ma zatem decydujący wpływ na właściwości użytkowe tych elementów po spawaniu. opracowano wiele sposobów testowania jakości złączy spawanych, poczynając od najprostszego, polegającego na ocenie wizualnej, a kończąc na zawansowanych technikach wykorzystujących takie metody jak ultradźwiękowa, penetracyjna, wiroprądowa, magnetyczna, a także analizę zdjęć rentgenowskich badanego obszaru [1]. najprostszą metodą analizy radiogramu jest ocena dokonywana przez człowieka na podstawie wiedzy i doświadczenia w zakresie fizyki łączenia metali i powstających w nich defektów struktury. projekt inteligentny system analizy radiogramów (isar) jest realizowany w katedrze elektrotechniki teoretycznej i informatyki na wydziale elektrycznym zachodniopomorskiego uniwersytetu technologicznego w szczecinie. celem projektu jest stworzenie oprogramowania do automatycznego testowania radiogramów, wspomagającego i znacznie upraszczającego procedurę analizy złączy spawanych. system isar obejmuje zarówno część sprzętową, stosowaną do wykonania zdjęcia rentgenowskiego, digitalizacji i archiwizacji obrazu zawierającego badane złącze, jak i część programową. ta druga ma na celu poprawę jakości radiogramu przez eliminację zakłóceń i wyostrzenie elementów znajdujących się w obszarze zainteresowania (roi – region of interest), poprawę oceny jakości obrazu, rozpoznania i kwalifikowania ich do grup niezgodności spawalniczych [2÷5], scharakteryzowanie ich na podstawie cech, odniesienie tych cech do obowiązujących poziomów akceptacji oraz podjęcie decyzji co do jakości złącza. 24 przegląd spawalnictwa 1/2011 w części programowej wykorzystano stosowane w przetwarzaniu obrazów algorytmy oceny i poprawy jakości zdjęcia rentgenowskiego, rozpoznawania defektów oraz metody podejmowania decyzji wykorzystujące sztuczne sieci neuronowe pracujące na bazie danych zawierającej informacje dotyczące wad połączeń spawanych. wykorzystanie radiogramów do oceny jakości złączy spawanych wśród metod oceny połączeń spawanych stosowana jest metoda polegająca na wykonaniu obrazu rentgenowskiego złącza oraz analizie radiogramu przez eksperta. przeprowadzana analiza wymusza zgromadzenie informacji m.in. na temat najczęściej występujących niezgodności w złączach przy zastosowaniu danego rodzaju materiału i wykonywana jest zarówno pod kątem rodzaju występujących niezgodności spawalniczych – określanych przez cechy, takie jak kształt i rozmiar, jak i ich liczebność oraz rozmieszczenie w złączu. analiza wykonana z udziałem radiologa bazuje na doświadczeniu pozwalającym na szybkie wyodrębnienie z obrazu niezgodności i jej klasyfikację. w przypadku tworzenia systemu zautomatyzowanego niezbędne jest również uwzględnienie położenia niezgodności. istotny jest wybór obszaru analizy radiogramu opisanego długością i szerokością. obszar ten wyznaczany jest na podstawie informacji o strefie wpływu ciepła (swc), klasie badania, grubości badanego obiektu, kącie rozwarcia wiązki promieniowania oraz szerokości lica spoiny (rys. 1). możliwe jest również wyznaczanie długości obszaru z dodatkowo przyjętymi uproszczeniami. w celu ustalenia prawdopodobieństwa występowania poszczególnych rodzajów niezgodności spawalniczych wykonano statystyczne opracowanie archiwalnych radiogramów spółki technic-control. zawarte w zbiorze obrazy zawierały niezgodności złączy spawanych występujących głównie w konstrukcjach okrętowych. ich klasyfikacja pozwoliła na przypisanie poszczególnym niezgodnościom spawalniczym prawdopodobieństwa występowania w złączu. przyporządkowane wartości zostały wykorzystane w systemie isar jako wytyczne do podejmowania bardziej trafnych decyzji dotyczących oceny jakości uzyskanych złączy i identyfikacji rodzaju niezgodności spawalniczych. zidentyfikowane niezgodności podzielono na: pęcherze i pory (ok. 20%), żużle i wtrącenia stałe (ok. 33%), przyklejenia (ok. 42%), braki przetopu (ok. 5%), pęknięcia (ok. 15%), podtopienia i wady kształtu (ok. 6%) – niektóre radiogramy zawierały jednocześnie kilka typów niezgodności. przy tworzeniu systemu zwrócono również uwagę na sytuacje powodujące powstanie obrazu prawidłowego połączenia łudząco przypominającego niezgodność, które mogą być wyeliminowane na podstawie wiedzy i doświadczenia eksperta – konfiguracja systemu isar pozwala na identyfikację takich przypadków. dodatkowo podczas analizy radiogramu uwzględniana jest zastosowana technika spawania, której znajomość ułatwia automatyczną interpretację obrazu niezgodności przy podejmowaniu decyzji. kolejnym etapem oceny złącza, po określeniu rodzaju niezgodności, jest oszacowanie jej charakterystycznych wymiarów, porównanie ich do wymiarów granicznych określonych w normie oraz ustalenie na tej podstawie poziomu jakości złącza [3]. analizując radiogramy, należy uwzględnić przede wszystkim dane dotyczące konkretnego obrazu złącza, takie jak: numer wzorca iqi (image quality indicator – wskaźnik do oceny jakości radiogramów), grubość prześwietlana, technika badania, odległość źródło–obiekt, kąt wiązki promieniowania, wymagany poziom jakości złącza wg en iso 5817 [3], metoda spawania. idea systemu inteligentnego zadaniem systemu isar jest automatyczna ocena jakości badanych złączy spawanych oraz identyfikacja niezgodności spawalniczych występujących w złączach, co pozwala również na ograniczenie roli lub eliminację pracy, w niektórych sytuacjach, doświadczonego eksperta w procesie oceny jakości połączeń. tak wyznaczony cel wymusza duże wymagania stawiane wobec tworzonego oprogramowania. zastosowanie prostych metod cyfrowych do obróbki obrazu jest często obarczone błędami wynikającymi z działania programu. dlatego w projekcie isar zastosowano nowoczesne algorytmy przetwarzania obrazów, zapewniające możliwość poprawy jakości rys. 1. radiogram połączenia spawanego oraz sposób wyznaczania długości obszaru oceny radiogramu fig. 1. radiogram of weld and the method of radiogram inspection area determination 25przegląd spawalnictwa 1/2011 analizowanego radiogramu bez utraty istotnych informacji. ponadto system musi spełniać wysokie kryteria typowania obiektów rozpoznawalnych dla oka ludzkiego. wymaganiem wobec oprogramowania jest zdolność rozpoznania co najmniej tych wad, które może dostrzec radiolog. rozdzielczość zdigitalizowanego obrazu musi zrekompensować utratę informacji o najmniejszych istotnych elementach na radiogramie, widocznych dla oka eksperta. nowoczesne systemy skanujące oraz postęp technologii obliczeniowej umożliwiają stosowanie coraz wyższych rozdzielczości obrazów cyfrowych oraz analizę danych o dużej pamięci. istotnym celem projektu isar jest uzyskanie na tyle wysokiej trafności podejmowanych decyzji dotyczących oceny połączeń spawanych, aby na wielu etapach pracy możliwe było zastąpienie człowieka przez system zautomatyzowany. jest zatem konieczne zminimalizowanie liczby błędnych decyzji powodowanych zarówno przez niedoskonałość systemu, jak i w wyniku digitalizacji obrazu. stosowanie najnowszych rozwiązań informatycznych zarówno pod względem doboru sprzętu, jak i tworzenia spójnego i efektywnego oprogramowania, umożliwia osiągnięcie tego celu. zaletą systemu automatycznego rozpoznawania, klasyfikowania i oceny niezgodności spawalniczych jest możliwość wyeliminowania pomyłek spowodowanych czynnikiem ludzkim. dodatkowo isar umożliwia szybkie i ciągłe podejmowanie decyzji co do jakości połączeń spawanych, wymagając przy tym jedynie obecności osoby przygotowanej do obsługi programu komputerowego. informacje systemu czerpane z bazy niezgodności mogą zastąpić wymaganą wiedzę i doświadczenie radiologa. system może znaleźć zastosowanie wszędzie tam, gdzie istnieje zapotrzebowanie na szybką analizę wielu połączeń spawanych. opis systemu system isar składa się z części sprzętowej odpowiedzialnej za digitalizację radiogramu i wykonanie obliczeń oraz oprogramowania do przetwarzania obrazów, oceny i poprawy ich jakości, grupowania niezgodności i podejmowania decyzji z wykorzystaniem sztucznych sieci neuronowych (rys. 2). urządzeniami wejściowymi są moduły umożliwiające wprowadzenie danych do systemu w postaci obrazu cyfrowego, tzn. skaner płyt i przetwornik rentgenowski pozwalający na digitalizację obrazu oraz obsługę interfejsu twain. komputer przetwarzający dane wyposażony jest w sześciordzeniowy procesor o częstotliwości taktowania 2,8 ghz, 24 gb pamięci ddr3 ram oraz w kartę graficzną wspomaganą przez technologię cuda, co daje możliwość równoległego przetwarzania danych. akwizycja danych realizowana jest przez ustalony zestaw informacji niezbędnych do prawidłowej pracy systemu, takich jak: zastosowana rozdzielczość skanowania, rozmiar skanowanej płyty, format zapisu danych, intensywność promieniowania lasera itp., które należy dostarczyć wraz z połączeniem spawanym przeznaczonym do testowania. część programowa zawiera algorytmy do poprawy jakości obrazów przez eliminację zakłóceń i wyostrzenie niezgodności, wytypowanie obszaru spoiny, swc oraz regionu zainteresowania (roi), ocenę gęstości optycznej lub parametru snr (signal to noise ratio – stosunek sygnału do szumu), następnie kwalifikowanie zidentyfikowanych defektów do odpowiednich grup niezgodności spawalniczych [2÷5], wyznaczanie charakterystycznych cech niezgodności, porównywanie ich z wielkościami granicznymi wg obowiązujących norm i ocenę jakości złącza. oprogramowanie zastosowane w systemie isar tworzone jest z wykorzystaniem środowiska microsoft visual c++. w skład programu obsługującego analizę radiogramu wchodzą również funkcje niezbędne do obsługi interfejsu użytkownika. oprócz zautomatyzowanego przetwarzania danych oprogramowanie umożliwia użytkownikowi ingerencję w pracę systemu, w tym np. dobór filtru i jego parametrów, a także inne czynności niezbędne do pracy radiologa – np. dostępne w każdym etapie powiększanie wybranego fragmentu obrazu. wstępne przetwarzanie zapisanego w postaci cyfrowej radiogramu obejmuje m.in. filtrację oraz ocenę jakości zdjęcia. w skład używanej grupy filtrów wchodzą m.in. filtry gaussa, laplace’a, laplasjan gaussa, operatory sobela, kirscha, prewitta, pasmowoprzepustowa filtracja w dziedzinie częstotliwości, filtry rys. 2. część sprzętowa systemu isar fig. 2. hardware of isar system 26 przegląd spawalnictwa 1/2011 medianowe, operacje morfologiczne. część z wymienionych funkcji oprócz poprawy jakości zdjęcia i eliminacji zakłóceń pozwala na wyostrzenie wybranych elementów radiogramu. istotny w tym zakresie jest dobór parametrów wywoływanych funkcji w zależności od zamierzonych efektów. do niezbędnych algorytmów należy też zaliczyć funkcje dokonujące progowania i indeksacji obrazu oraz wykonujące obliczenia odległości pomiędzy poszczególnymi obiektami rozpoznanymi na radiogramie. zaimplementowano funkcję obliczającą wartość współczynnika snr zgodnie z normą [6]. wykorzystane algorytmy są stosowane w programach do obróbki obrazów [7], pozwalając na wyodrębnienie oraz ocenę niezauważalnych wcześniej elementów [8]. w ramach oceny jakości obrazu stosowana jest także operacja lokalizacji obszaru występowania wzorca jednopręcikowego na radiogramie oraz wyznaczania widocznych pręcików z uwzględnieniem wymagań zawartych w normie [9]. po wstępnej obróbce zdjęcia następuje automatyczne rozpoznanie roi, detekcja nieciągłości oraz jej parametryzacja. następująca później identyfikacja niezgodności może być realizowana z udziałem operatora systemu, zwłaszcza w przypadku niepewności przy automatycznym podejmowaniu decyzji. określenie jakości połączenia spawanego musi odbywać się przy uwzględnieniu specyfiki połączeń występujących w danej konstrukcji, gdyż poziomy jakości dla poszczególnych dziedzin przemysłu mogą się różnić (np. wymagania wobec połączeń wyposażenia statków i urządzeń poddozorowych) [1]. praca systemu kończy się automatycznym bądź półautomatycznym wygenerowaniem raportu dotyczącego jakości analizowanego złącza. podsumowanie zastosowanie zautomatyzowanych systemów informatycznych w obszarach prac dotychczas wykonywanych wyłącznie przez człowieka budzi wiele wątpliwości. dzięki zastosowaniu nowoczesnej techniki komputerowej oraz możliwości oceny efektów pracy systemu i w szczególności porównania jej z dotychczas stosowanymi metodami istnieje szansa na ustalenie progu jego błędnych decyzji. isar stworzony jest i rozwijany z myślą o obniżeniu tego progu do minimum, tak aby ograniczenie roli lub w niektórych przypadkach zastąpienie radiologa było opłacalne. wprowadzone dotychczas algorytmy przynoszą efekty na tyle korzystne, że istnieje realna szansa na rozpoznawanie wszystkich niezgodności, jakie może dostrzec człowiek, co stanowi wymagane minimum [10]. realizacja projektu isar przewiduje stworzenie kompletnego systemu gotowego do przemysłowego literatura [1] lewińska-romicka a.: badania nieniszczące. podstawy defektoskopii, wnt, warszawa 2001. [2] pn-en 12062:2000 badania nieniszczące badania nieniszczące złączy spawanych. zasady ogólne dotyczące metali. [3] pn-en iso 5817: 2009 spawanie. złącza spawane ze stali, niklu, tytanu i ich stopów (z wyjątkiem spawanych wiązką). poziomy jakości według niezgodności spawalniczych. [4] pn-en 1435:2001 badania nieniszczące złączy spawanych. badania radiograficzne złączy spawanych. [5] pn-en 12517-1:2008 badania nieniszczące spoin. cz. 1: ocena złączy spawanych ze stali, niklu, tytanu i ich stopów na podstawie radiografii. poziomy akceptacji. [6] pn-en 14784-1:2007 badania nieniszczące – radiografia przemysłowa z użyciem pamięciowych luminoforowych płyt obrazowych – część 1: klasyfikacja systemów. zastosowania. system podlega ciągłej rozbudowie przez wprowadzenie nowych algorytmów pozwalających na poprawę jakości analizowanego obrazu z jednoczesnym unikaniem efektów ubocznych polegających m.in. na rozmyciu elementów istotnych z punktu widzenia działania programu lub wyostrzeniu elementów zbędnych, np. artefaktów. istniejące rozwiązania informatyczne są w tym bardzo pomocne. system isar w zamierzeniach nie będzie całkowicie pozbawiony obsługi przez człowieka, jednak ma zagwarantować, że możliwa jest nieobecność eksperta kontrolującego pracę systemu pod względem merytorycznej decyzji. jest to zatem istotny krok na drodze do całkowitego wyeliminowania udziału czynnika ludzkiego w omawianym zakresie badań nieniszczących i stworzenia systemu inteligentnego. [7] russ j.c.: the image processing handbook, fourth editio, crc press 2002. [8] sikora r., baniukiewicz p., chady t., ruciński w., świadek k., caryk m., łopato p.: comparison of selected weld defects extraction methods, review of quantitative nondestructive evaluation, 27/2008, 1034-1041. [9] pn-en 462-1 badania nieniszczące – jakość obrazu radiogramów – wskaźniki jakości obrazu (typu pręcikowego). liczbowe wyznaczanie jakości obrazu. [10] sikora r., chady t., caryk m., baniukiewicz p., łopato p., napierała l., pietrusewicz t.: conception of industrial system of automatic radiograms analysis, ende 2010, p. 84, 13-16.06. 2010, szczecin. praca wykonana w ramach projektu badawczego mnisw inteligentny system analizy radiogramów nr n n510 535 339 (2009-2012). welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(3) 2019 23 doi: http://dx.doi.org/10.26628/wtr.v91i3.1043 article mag welding of s700mc steel used in transport means with the operation of low arc welding method abilio silva1, bożena szczucka-lasota 2, tomasz węgrzyn2,* and adam jurek3 1 university da beira interior, covilha, portugal; prof. abilio silva; abilio@ubi.pt 2 silesian university of technology, poland; dr hab. inż. bożena szczucka-lasota, prof. pśl; bozena.szczucka-lasota@polsl.pl 3 novar sp. z o. o. gliwice, poland * correspondence: prof. dr hab. inż. tomasz węgrzyn; tomasz.wegrzyn@polsl.pl received: 02.02.2019; accepted: 05.03.2019 abstract: manufacturers of welding equipment strive to develop the most efficient, cost-effective and easy to process welding methods. this necessity is also related to welding of new, often hard-to-weld steel types. the article aims to present the possibility of w elding a high-strength s700mc steel with an increased yield point using mag (135) process and a blowtorch with an intelligent arc control. the blowtorch allows to reduce input energy and reduce splinters while maintaining the mechanical properties of the material. the s700mc steel has been selected for the tests purposefully, as it may create welding problems in order to maintain high strength and increased yield point. the applied technology provided lower power consumption compared to traditional welding machines and joints with very good mechanical properties were achieved. keywords: civil engineering; transport; mechanical resistance; s700mc welding; low arc energy; martensite; butt joints introduction in civil engineering and in the construction of transport means, high-strength steels and steels with an increased yield point are increasingly being used [1]. welding with a consumable electrode in the gas shield has been dominating among all types of arc welding for many years due to the wide range of applications and high efficiency [2]. the shield gases used for this method are divided into neutral (metal inert gas) among those most often used is helium and argon or active (metal active gas), i.e. carbon dioxide, or its mixture with argon [3,4]. by welding with mig/mag technology, almost all metals and alloys can be combined by appropriately selecting the electrode wires and shielding gases suitable for different materials. the mig/mag method is used in combining non-alloy and high-alloy structural steels, aluminium and its alloys, magnesium and its alloys, nickel and copper as well as alloys of these metals [5]. the demand for joints with high quality steel materials and heat-sensitive elements is constantly increasing, so there is a need to develop another, low-energy variants of arc welding in the gas shield [6÷8]. an important aspect of introducing low energy welding with the use of consumable electrodes to industrial practice is a significant reduction of dust and gas emissions to the working environment. the development of innovative processes will continue to progress as it is a natural sign of technical progress. modern processes limit the significant splashes which accompany the existing mig/mag processes [9÷11]. the article aims to check the possibility of welding a steel with an increased yield strength using the mig/mag process with understated arc energy. the tests were performed on the example of s700mc steel (steel increasingly used in civil engineering and in the construction of transport means due to its high yield strength at 700 mpa). materials and methods welded joints were made by mag welding (135) using the migatronic mig-a twist burner with intelligent arc control function. the burner is equipped with the iac™ intelligent arc control function, http://dx.doi.org/10.26628/wtr.v91i3.1043 mailto:abilio@ubi.pt mailto:bozena.szczucka-lasota@polsl.pl mailto:tomasz.wegrzyn@polsl.pl welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(3) 2019 24 which provides a lower value of input energy, less distortion, splinters and machining, while maintaining the mechanical properties of the material. the used technology ensures much lower power consumption compared to traditional welding machines [12]. butt test plates were used for testing in accordance with en iso 15614-1: • sample p3 – butt joint (bw), steel s700mc, material thickness 3 mm, welding method 135, flat welding position (pa), • sample p2 – butt joint (bw), steel s700mc, material thickness 2 mm, welding method 135, flat welding position (pa). welding tests were performed with an additional material en iso 16834-a g69 6m mn4n1.5crmo, in the gas shielding mixture m21 (82% ar+18% co2) with the assumed gas flow of 13 l/min. material transfer method – globular arc. the input energy during the welding of thicker sheets (3 mm) was 4.3 kj/cm. the input energy during the welding of thinner sheets (2 mm) was 3.3 kj / cm. the s700 mc steel was used for the tests, which due to the low carbon content can be welded using various processes. all welding tests were carried out without preheating. tables i and ii show the chemical composition and mechanical properties used in the s700 mc steel tests. table i. chemical composition of s700mc steel [13] c% si% mn% p% s% al% nb% v% ti% 0,12 0,10 2,10 0,025 0,010 0,015 0,09* 0,20* 0,151 c% si% mn% p% s% al% nb% v% ti% 1 sum of nb, v and ti content = 0.22% max table ii. mechanical properties of s700mc steel [13] yield stress 1 ultimate tensile strength ultimate elongation of the sample with a thickness of ys n/mm2 min uts n/mm2 min÷max <3 mm a80% min ≥3 mm a5% min 500÷700 750÷950 10 12 1 for a thickness >8 mm, the minimum value of the yield stress may be lower by 20 mpa a butt welded joint made of s700mc steel with a thickness of 3 mm and 2 mm (samples p2, p3) was made. the mag welding method (135) was used in the flat position (pa) in accordance with the requirments of en 15614-1. the preparation of material for a single-bead welding is shown in figure 1, and the method of making the joint is shown in figure 2. fig. 1. groove shape for both samples tested (p2, p3) fig. 2. one-stitch welding manner (samples p2, p3) the detailed data of the welding process parameters for sheets with a thickness of 3 mm are given in table iii, and sheets with a thickness of 2 mm in table iv. welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(3) 2019 25 table iii. p3 sample welding details layers order welding method diameter of the electrode, mm current intensity, a voltage, v polarizatio n welding speed, mm/min input energy, kj/mm 1 135 1,0 100 19 dc „+” 200 0,43 table iv. p2 sample welding details layers order welding method diameter of the electrode, mm current intensity, a voltage, v polarizatio n welding speed, mm/min input energy, kj/mm 1 135 1,0 90 19 dc „+” 200 0,33 methods, scope of the research the scope of research included non-destructive testing (ndt): • visual testing (vt) of the made welded joints was performed with an eye armed with a loupe at 3× magnification – tests were carried out in accordance with the requirements of the pn-en iso 17638 standard, evaluation criteria according to the en iso 5817; • magnetic-particle testing (mt) – the tests were carried out in accordance with the pn-en iso 17638 standard, the evaluation of the tests was carried out in accordance with the en iso 5817 standard, the device for testing was a magnetic flaw detector of rem – 230 type. the destructive tests included: • visual tests on microsections of welded joints were performed with an eye armed with a loupe at 3× magnification – tests were performed according to pn-en iso 17638 with reagents for testing according to pn-cr 12361 standard, evaluation criteria according to en iso 5817; • the bending test was carried out in accordance with the pn-en iso 5173 standard, using a zd-40 testing machine; • examination of microstructure of specimens digested with adler reagent using light microscopy (lm). results the results of non-destructive tests visual testing of panels with a thickness of 3 mm and 2 mm (p2 and p3) was made using standard auxiliary measures, i.e. x3 loupe, luxmeter with white light 520 lx. it was found that the welds were made correctly and met the quality requirements, they were characterized by the limit of acceptability "b" according to pn-en iso 5817. magnetic-particle test for sheets with a thickness of 3 mm and 2 mm (p2 and p3) was made using the wet method with the following conditions: field strength 3 ka/m, white light 515 lx, temperature 20 °c, mr-76 detection means, mr-72 contrast. magnetic-particle test results are presented in table v. table v. results of the magnetic-powder tests of p3 and p2 designation tested element detected indications findings p3 joint bw; l=500 unacceptable surface indications were not found positive p2 joint bw; l=400 unacceptable surface indications were not found positive the results of destructive tests a static tensile test of 2 and 3 mm, butt joints was carried out at 20 °c on a zd-100 testing machine. three tensile tests were carried out, the samples were designated: p2a, p2b, p2c and p3a, p3b, p3c, respectively. the test results for a 3 mm thick specimen are shown in table vi, for a 2 mm thick sample in table vii. analysing the data from tables vi and vii it can be seen that the joints were made correctly, welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(3) 2019 26 and the yield stress (ys) and ultimate tensile strength (uts) are at the required high level. for the yield point, the requirement is min. 700 mpa, and the strength limit should be within 750÷950 mpa according to en iso 15614-1. in the obtained measurements, ys was in the range of 760÷792 mpa, while uts was between 795÷812 mpa. relative elongation (ɛ5) in both cases is at an acceptable level. table vi. the results of elongating tests of p3 sheet sample sample p3a sample p3b sample p3c a [mm] 3,05 3,05 3,05 b[mm] 25,04 25,37 25,18 ys [mpa] 792 762 781 uts [mpa] 812 782 795 ɛ5 [%] 9,1 8,1 8,3 table vii. the results of elongating tests of p2 sheet sample sample p2a sample p2b sample p2c a [mm] 2,02 2,02 2,02 b [mm] 25,03 25,24 25,08 ys [mpa] 760 772 771 uts [mpa] 798 802 797 ɛ5 [%] 8,5 8,7 8,2 then a bending test was carried out. the tests used: sample with a thickness of a=3 mm, width of the sample b=20 mm, mandrel d=22 mm, spacing of supports d+3a=31 mm and the required angle of bending 180°. for samples with a thickness of 2 mm, the parameters were similar: width of the sample b=20 mm, mandrel d=14 mm, spacing of supports d+3a=31 mm and the required angle of bending 180°. five bending test measurements were carried out for each tested joint thickness on the root side (p3g and p2g) and on the face side (p3l and p2l samples). the test results are summarized in table viii. from the analysis of the results presented in table viii, it follows that the test was carried out correctly, the evaluation of the tests is positive, because no cracks and other disconformities were found in the samples tested. table viii. bending test results of p3 sample designation deformed side ao x bo [mm] bending angle [o] notes p3g root of weld 3,0 x 20,0 180 no cracks, no disconformities p3l face of weld 3,0 x 20,0 180 no cracks, no disconformities p2g root of weld 2,0 x 20,0 180 no cracks, no disconformities p2l face of weld 2,0 x 20,0 180 no cracks, no disconformities metallographic examination metallographic examinations were made and the structures of 3 mm (sample p3) and 2 mm (sample p2) thick joints were checked. observations of the samples digested in adler's reagent were carried out on the reichert light microscope. the examined joints are dominated by a martensitic and ferritic structure – figure 3 shows the structure of the p3 sample. welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(3) 2019 27 fig. 3. structure of the joint (sample p3), visible martensite and fine-grained ferrite (lm) summary the use of low-energy methods, coldarc, cmt and stt is an excellent alternative to traditional welding or mig/mag brazing of thin sheets of non-alloy and other steels. the main advantages of using these methods are primarily the limitation of spraying and welding deformations, which significantly improves the aesthetics of joints, as well as increasing welding performance, by increasing the speed of the process and reducing or eliminating the time needed for cleaning and straightening of the joints. to confirm the proposed method, it was decided to carry out non-destructive tests, static tensile test, bending test and microstructure investigation of the obtained welded joints. the s700mc steel with increased strength with a yield point of 700 mpa was selected for the tests, for which it is difficult to ensure high re requirements after welding. the tests confirmed that mag welding with low arc energy resulted in joints with a yield point in the range of 760÷792 mpa. the results of all the tests presented in the article were positive, which confirms that the selected welding parameters proposed by the low arc welding method are correct. the quality of joints according to pn-en iso 5817 has been assessed in class b. the low arc welding method is a further variant of the mig/mag process, based on interference in the current and arc voltage during short-arc welding. the test results indicate that the proposed new low arc welding method is a prospective process for use in the production of thin-walled structural elements. references 1. agrawal k.c. industrial power engineering and applications handbook, 1st ed.; elsevier inc: 2001. 2. szymański g.; patecki a. eddy current and temperature of the sheath in tree-phase pipe sheathing system, ieeb transaction of magnetics, (2004-2006), vol. 20(5), 2004-2006. [crossref] 3. ieee standard for metal-enclosed bus. in ieee std c37.23-2015 (revision of ieee std c37.23-2003), ieee. [crossref] 4. skowrońska b.; szulc j.; chmielewski t.; golański d. wybrane właściwości złączy spawanych stali s700 mc wykonanych metodą hybrydową plazma + mag. welding technology review, 2017, vol. 89(10), 104-111 [crossref] 5. golański d.; chmielewski t.; skowrońska b.; rochalski d. advanced applications of microplasma welding. biuletyn instytutu spawalnictwa w gliwicach, 2018, vol. 62(5), pp. 53-63, doi: 10.17729/ebis.2018.5/5. [crossref] 6. jaeschke b.; węglowski m.; chmielewski t. current state and development opportunities of dynamic power source for gma welding processes. journal of manufacturing technologies, 2017, vol. 42(1), 23-30. [hyperlink] 7. ferenc k.; cegielski p.; chmielewski t. technika spawalnicza w praktyce: poradnik inżyniera konstruktora i technologa, 1st ed.; verlag dashofer, warszawa, poland 2015. 50 µm https://ieeexplore.ieee.org/document/1063218 https://ieeexplore.ieee.org/document/7470712 http://www.pspaw.pl/index.php/pspaw/article/view/825 http://bulletin.is.gliwice.pl/article/ebis.2018.5/5 http://www.jmt.wip.pw.edu.pl/index.php/jmt/article/view/42_1_4 welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(3) 2019 28 8. izairi n.; ajredini f.; vevecka-pfiftaj a.; makreski p.; ristova m.m. microhardness evolution in relation to the cfigtalline microstructure of aluminum alloy aa3004. archives of metallurgy materials, 2018, vol. 63(3), 1101-1108, doi: 10.24425/123782 [crossref] 9. giles t.l.; oh-ishi k.; zhilyaev a.p.; swami s.; mahoney m.w.; mcnelley t.r. the effect of friction stir processing on the microstructure and mechanical properties of an aluminum lithium alloy. metallurgical and materials transactions, 2009, vol. 40(1), 104-115. [crossref] 10. hamilton c.; dymek s.; węglowska a.; pietras a. numerical simulations for bobbin tool friction stir welding of aluminum 6082-t. archives of metallurgy materials, 2018, vol. 63(3), 1115-1123. [crossref] 11. szczucka-lasota b.; węgrzyn t.; stanik z.; piwnik j.; sidun p. selected parameters of micro-jet cooling gases in hybrid spraying process. archives of metallurgy materials, 2016, vol. 61(3), 621-624. [crossref] 12. benato r.; dughiero f.; forzan m.; paolucci a. proximity effect and magnetic field calculation in gil and in isolated phase bus ducts. ieee transactions on magnetics, 2002, vol. 38(2), 781-784. [crossref] 13. ssab, products, strenx® 700mc plus, [hyperlink] © 2019 by the authors. submitted for possible open access publication under the terms and conditions of the creative commons attribution (cc by) license (http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/). http://www.imim.pl/files/archiwum/vol3_2018/05.pdf https://doi.org/10.1007/s11661-008-9698-8 https://doi.org/10.24425/123784 https://doi.org/10.1515/amm-2016-0105 https://doi.org/10.1109/20.996202 http://www.ssab.pl/produkty/marki/strenx/products/strenx-700-mc-plus 201312_pspaw_cz3 142 przegląd spawalnictwa 12/2013 jacek słania krzysztof staniszewski katarzyna hyc ocena przełomów złączy spawanych po próbie łamania assessment of weld joints fractures after fracture  r hab. inż. acek słania, prof. is, mgr inż. krzysztof staniszewski, mgr inż. katarzyna yc – instytut spawalnictwa, gliwice. st p egzaminowanie spawaczy stali i stopów niklu przeprowadza się wg en 287-1:2011 [1]. jednym z najczęściej stosowanych sposobów oceny złączy spawanych jest ocena przełomu po próbie łamania. próba łamania ma wiele zalet: – można ją przeprowadzić w warunkach warsztatowych, a do jej realizacji wystarczają proste narzędzia lub maszyny (młot, dźwignia, prasa balansowa lub hydrauliczna), – można ją wykonać szybko, – charakteryzuje się niskim kosztem realizacji. ważną cechą próby łamania jest to, że w przypadku spoin czołowych umożliwia ujawnienie przyklejeń międzyściegowych, których nie można ujawnić w badaniu metodą np. rt. usytuowanie tej niezgodności nie powoduje zmiany natężenia promieniowania, a tym samym zaistnienia warunku fizycznego badań rt. abstract the breaking welded joints performed according to the requirements of pn-en 1320:1999 was presented in the book. moreover, all the requirements related to the preparation of samples to the trial of breaking welded joints and its realization were introduced. an assessment of welded joints fractures after the breaking trial was discussed. the photographs of fractures show welding defects revealed during the breaking trial. for each fracture and assessment with a description of welding defects is given. moreover, all the defects are classified into the relevant quality levels in accordance with the pn-en iso 5817:2009. streszczenie omówiono próbę łamania złączy spawanych prowadzoną zgodnie z wymaganiami pn-en 1320:1999. przedstawiono wymagania dotyczące przygotowania próbek do próby łamania oraz jej realizację. dokonano oceny przełomów złączy spawanych po próbie łamania. na zdjęciach przełomów zaznaczono niezgodności spawalnicze ujawnione w próbie łamania. dla każdego przełomu przeprowadzono ocenę wraz z opisaniem niezgodności spawalniczych oraz zakwalifikowaniem ich do odpowiednich poziomów jakości zgodnie z pn-en iso 5817:2009. analiza literatury wskazuje na brak materiałów poglądowych z zakresu oceny złączy spawanych po próbie łamania, dostępnych dla inżynierów spawalników, kontrolerów jakości i kandydatów na egzaminatorów spawaczy. obecnie wiedza ta przekazywana jest najczęściej między oceniającymi. niniejsza publikacja stanowi pewnego rodzaju uzupełnienie tej wiedzy, a zakres opracowania obejmuje przełomy złączy po próbie łamania spoin wykonanych metodami: – ręcznego spawania elektrodą otuloną (111), – spawania łukowego drutem elektrodowym litym w osłonie gazu aktywnego (135), – spawania łukowego elektrodą wolframową w osłonie gazu obojętnego z dodatkiem drutu/pręta litego (141). przedstawiono ocenę wraz z opisaniem niezgodności spawalniczych oraz zakwalifikowaniem ich do odpowiednich poziomów jakości zgodnie z pn-en iso 5817:2009 [2] po wykonaniu próby łamania. próbę łamania złączy przeprowadzono z wykorzystaniem prasy hydraulicznej o sile nacisku 60 t. analiza przełomu ujawniła liczne niezgodności spawalnicze z grup 2, 3 i 4 wg pn-en iso 6520-1:2009 [3]. 143przegląd spawalnictwa 12/2013 pr ba łamania wg pnn 1320 pn-en 1320:1999 [4] zawiera sposoby prowadzenia próby łamania oraz wielkości próbek stosowanych w tym badaniu. jako cel próby łamania norma podaje uzyskanie przełomu próbki tak, aby można było wykryć wewnętrzne niezgodności spawalnicze, takie jak: pęcherze, pęknięcia, przyklejenia, braki przetopu oraz wtrącenia. norma przewiduje badanie wszystkich materiałów złączy spawanych uzyskanych dowolną metodą o grubości ≥ 2 mm [4]. w pn-en 1320 przywołano następujące definicje: – długość badana (lf): długość próbki zmierzona między ewentualnymi bocznymi karbami wzdłuż osi spoiny (rys. 6); – łączna długość badana (σ lf): łączna długość powierzchni przełomu wszystkich próbek złącza próbnego pomiędzy bocznymi karbami próbek, zmierzona wzdłuż osi spoiny (rys. 6); – grubość badana (af): grubość powierzchni przełomu każdej próbki (rys. 7 i 8); – powierzchnia badana (af): iloczyn długości i grubości badanej każdej próbki; – łączna powierzchnia badana (σ af): suma wszystkich badanych powierzchni. norma przewiduje, że w celu oceny powierzchni przełomu powinien on przebiegać przez spoinę. przełom może powstać na skutek działania sił rozciągających lub zginających zarówno statycznych, jak i dynamicznych. dodatkowo, w celu zainicjowania przełomu można zmienić wymiary karbu i temperaturę badania. jeżeli nie ustalono inaczej, badanie należy wykonać w temperaturze pokojowej (23 ± 5)°c. określenia i symbole wykorzystywane w pn-en 1320:1999 podane są w tablicy i. zazwyczaj wystarcza określenia symbol jednostka spoina czołowa spoina pachwinowa bw fw – próbka i złącze próbne – długość badana – grubość badana – powierzchnia badana – powierzchnia niezgodności lf af af ai mm mm mm2 mm2 karb boczny – czworokątny (q) – okrągły (r) – trójkątny (s) s sq sr ss – karb wzdłużny od strony lica – czworokątny (q) – okrągły (r) – trójkątny (s) od strony grani – czworokątny (q) – okrągły (r) – trójkątny (s) f fq fr fs r rq rr rs – tab ica i. określenia i symbole tab e i. denominations and symbols podanie podstawowych określeń, jednak w szczególnych przypadkach mogą być wymagane dodatkowe dane dotyczące rodzaju karbów i metody badania. w normie podano przykłady oznaczeń. przykład 1 próbka ze złącza ze spoiną pachwinową, o długości badanej 50 mm i grubości badanej 15 mm: – bez wymagań dot. karbów i sposobu badania, podstawowe oznaczenie: fw / lf x af (np. fw / 50 x 15) – z dodatkowymi wymaganiami (karby wzdłużne od strony lica czworokątne i sposób badania). pełne oznaczenie: fw / lf x af / fq (rys. 9) (np. fw / 50 x 15 / fq) przykład 2 próbka ze złącza doczołowego, o długości badanej 50 mm i grubości badanej 15 mm: – bez wymagań dot. karbów i sposobu badania podstawowe oznaczenie: bw / lf x af (np. bw / 50 x 15) – z dodatkowymi wymaganiami (karby boczne okrągłe i sposób badania) pełne oznaczenie: bw / lf x af / sr (rys. 7) (np. bw / 40 x 10 / sr) wymiary złącza próbnego przedstawiono na rysunkach 1÷4. wymiary te mogą być zmienione, jeżeli wymaga tego norma wyrobu lub jeśli takie jest ustalenie pomiędzy stronami kontraktu. powinna istnieć możliwość wykonania ze złącza próbnego wystarczającej liczby próbek, tak aby spełnić wymagania dotyczące łącznej długości badania (σ lf) oraz łącznej powierzchni badania (σ af). jeżeli wykonywana jest próba łamania, złącze próbne powinno być cięte na co najmniej cztery próbki do badania i złamane jedną z możliwości przedstawiono na rysunku 5. ustalenia, co do długości badania (lf), powierzchni badania (af) oraz liczby próbek powinny znajdować się w normie wyrobu lub w porozumieniu między stronami kontraktu. próbki powinny być w przybliżeniu jednakowej długości, powinny być wycięte ze złącza blach poprzecznie do spoiny, a oś spoiny czołowej powinna się znajdować w ich środku. jeżeli norma lub porozumienie pomiędzy stronami kontraktu nie przewiduje inaczej, ze złącza próbnego powinny być pobrane minimum dwie próbki. każde złącze próbne powinno być tak oznakowane, aby możliwe było dokładne określenie jego położenia w wyrobie lub w spoinie, z której zostało pobrane. każda próbka, która pobrana została ze złącza próbnego, powinna być oznakowana. próbki powinny być pobrane metodą, która pozwala na uniknięcie niekorzystnych wpływów mechanicznych lub cieplnych. jeżeli nie są wymagane informacje o końcach spoiny (np. niezgodności spawalnicze początku i końca spoiny), to norma zaleca usunięcie 25 mm materiału z obu końców spoin próbnych. próbki stalowe mogą być wycięte metodą mechaniczną lub cięcia termicznego. próbki wykonane 144 przegląd spawalnictwa 12/2013 rys. 1. złącze próbne blach ze spoiną czołową (wymiary w mm); *) ≥ 150 mm dla materiałów o wysokiej przewodności cieplnej (np. aluminium i miedź); t – grubość złącza próbnego ig. 1. test piece for butt weld in plates (dimensions in mm); *) ≥ 150 mm for materials of high thermal conductivity (e.g. aluminium and copper); t – the thickness of the test joint rys. 2. złącze próbne rur ze spoiną czołową (wymiary w mm); *) ≥ 150 mm dla materiałów o wysokiej przewodności cieplnej (np. aluminium i miedź); t – grubość złącza próbnego ig. 2. test piece for butt weld in pipes (dimensions in mm); *) ≥ 150 mm for materials of high thermal conductivity (e.g. aluminium and copper); t – the thickness of the test joint rys. 3. złącze próbne blach ze spoiną pachwinową (wymiary w mm); *) ≥ 150 mm dla materiałów o wysokiej przewodności cieplnej (np. aluminium i miedź); t1, t2 – grubości złącza próbnego ig. 3. test piece for fillet weld on plates (dimensions in mm); *) ≥ 150 mm for materials of high thermal conductivity (e.g. aluminium and copper); t1, t2 – the thicknesses of test joint l1 ≈ l2; l1 ≥ (d + 100); l2 ≥ (d + 100) rys. 4. złącze próbne rura – blacha ze spoiną pachwinową (wymiary w mm); *) ≥ 150 mm dla materiałów o wysokiej przewodności cieplnej (np. aluminium i miedź); t1, t2 – grubości złącza próbnego; l1, l2 – długości złącza próbnego ig. 4. test piece for fillet pipe-plate weld (dimensions in mm) *) ≥ 150 mm for materials of high thermal conductivity (e.g. aluminium and copper); t1, t2 are the thicknesses of test joint; l1, l2 – the lengths of test joint rys. 5. przygotowanie złącza i realizacja próby łamania spoiny pachwinowej na rurze ig. 5. joint preparation and fracture test performance z innych metali mogą być wykonywane tylko przez cięcie termiczne. w celu ułatwienia łamania spoin blach lub rur można stosować jeden lub więcej spośród niżej wymienionych sposobów: – usunięcie nadlewów spoin, – nacięcie karbów na obu brzegach spoiny (boczne karby), – nacięcie karbów w nadlewie spoin (wzdłużne karby). w zależności od ciągliwości spoiny mogą być wykonywane karby czworokątne, okrągłe lub trójkątne (rys. 6÷8). dla materiałów o wysokiej ciągliwości (np. aluminium i miedź) norma zaleca wykonywanie karbów trójkątnych. głębokość stosowanych karbów powinna być na tyle duża, aby uzyskać przełom w spoinie. jeżeli nie określono tego w normach wyrobu lub w porozumieniu pomiędzy stronami kontraktu, głębokość karbów powinna być następująca: – dla karbów bocznych: długość badana lf powinna być równa lub większa niż 70% początkowej szerokości próbki w (rys. 7) lub całkowita długość badana σ lf powinna być równa lub większa niż 60% długości złącza próbnego; – dla karbów wzdłużnych: grubość badana a, powinna być równa lub większa niż 80% początkowej grubości t próbki (rys. 8, 9). 145przegląd spawalnictwa 12/2013 rys. 6. kształty karbów ig. 6. notch profiles rys. 7. karby boczne (linia ciągła – blachy; linia punktowo-kreskowa – rury) ig. 7. side notches (full line for plates, dot-and-dash line for pipes) rys. 8. karby wzdłużne w spoinach czołowych (linia ciągła – blachy; linia punktowo-kreskowa – rury): a) karb wzdłużny w licu spoiny, b) karb wzdłużny w grani spoiny ig. 8. longitudinal notches in butt welds (full line for plates, dot-anddash line for pipes): a) face notch, b) root notch rys. 9. karb wzdłużny w spoinie pachwinowej ig. 9. longitudinal notch in fillet weld w przypadku łamania cienkich złączy spawanych może być niezbędne obustronne zginanie, w zależności od ciągliwości metalu. nacisk na próbkę w zaciskach powinien być wywierany możliwie blisko karbów. jeżeli próbka nie zostanie złamana, to norma zaleca wyprostowanie jej do pierwotnego kształtu i ponowne zginanie. zamiast zginania norma proponuje rozciąganie (rys. 10g). norma nie zaleca stosowania uderzeń młotkiem dla cienkich materiałów. w przypadku badania grubych materiałów norma dopuszcza uderzanie młotkiem. jeżeli do łamania takich materiałów zostanie wykorzystana maszyna do zginania, to średnicę trzpienia gnącego należy tak dobrać, aby nastąpiło złamanie bez konieczności stosowania obustronnego zginania. stosowana siła zginająca może zostać przyłożona prostopadle lub poprzecznie do spoiny, odpowiednio do rysunków 10c÷f. wymagana grubość do badań aluminium wynosi t ≥ 8 mm. spoiny pachwinowe metody, z których można korzystać przy łamaniu spoin pachwinowych, są podobne do stosowanych przy spoinach czołowych z tym wyjątkiem, że nie można stosować rozciągania. przykłady przedstawiono na rysunku 11. dla materiałów ciągliwych, jak np. stal austenityczna, aluminium, miedź, nikiel i ich stopy można storys. 10. przykłady sposobów łamania spoin czołowych (bw) (karby wg rys. 6÷8) ig. 10. examples of fracture test methods for butt welds (bw) (notches in acc. with fig. 6 to 8) a) b) c) d) e) f) g) etody rea izacji pr by łamania spoiny czołowe próbę łamania można przeprowadzić: – dynamicznie, np. uderzając młotkiem (rys. 10a÷c) – stosując nacisk na próbkę umocowaną w imadle, maszynie do zginania lub prasie warsztatowej (rys. 10d÷f); – wykorzystując naprężenia rozciągające (rys. 10g). zachowanie niewielkiego odstępu pomiędzy karbami a szczękami może być korzystne w przypadku badania metali ciągliwych (rys. 10c). w celu ułatwienia zainicjowania powstania przełomu dla niektórych metali pomocne może być badanie w obniżonej temperaturze. 146 przegląd spawalnictwa 12/2013 rys. 11. łamanie spoin pachwinowych (fw) (karby wg rys. 6÷9) ig. 11. fracture test for fillet welds (fw) (notches in acc. with fig. 6 to 9) a) b) c) sować ograniczenie grubości próbek i grubości spoin pachwinowych, zwiększenie szerokości karbów, zmniejszenie promienia karbu oraz efektu uderzenia i siły uderzeniowej młotka, jeżeli wymagany jest przełom w spoinie. dla spoin ciągliwych można stosować oziębianie spoin. pn-en 1320:1999 daje dość szeroką możliwość wyboru sposobu łamania próbek, tak aby osoba prowadząca badania mogła wybrać środek jej zdaniem najbardziej odpowiedni i dostępny w danych warunkach warsztatowych. jednym z najprostszych, dostępnym prawie w każdych warunkach sposobem jest dynamiczne uderzenie próbki np. za pomocą młotka. możliwe jest także wykorzystanie mniej lub bardziej złożonych urządzeń mechanicznych. yniki badań pn-en 1320:1999 nakazuje powierzchnie przełomu poddać badaniom wizualnym zgodnie z pn-en iso 17637:2011 [8]. w badaniach można zastosować lupę o powiększeniu do 5 razy w celu jednoznacznego wykrycia oraz rozpoznania niezgodności spawalniczych. norma nakazuje dokładne opisanie powierzchni przełomu i ujęcie w protokole obecności i położenia ewentualnych niezgodności spawalniczych. poziom wymagań norma ustala na podstawie pn-en iso 5817:2009 lub pn-en iso 10042:2008 [9]. poziom jakości nie jest narzucony przez normę i powinien być ustalony na podstawie normy wyrobu lub porozumienia pomiędzy stronami kontraktu. protok ł badań protokół badań powinien zawierać: – powołanie się na pn-en 1320:1999, – oznaczenie próbki, – określenie próbki wg tablicy i; – opis rodzaju, położenia i wielkości wszystkich niedopuszczalnych niezgodności spawalniczych w powiązaniu z odpowiednim poziomem wymagań. prowadzenie do oceny przełom w pn-en iso 6520-1:2009 definiuje niezgodność spawalniczą jako nieciągłość w spoinie lub odchylenie od zamierzonej geometrii. przy dokonywaniu oceny wizualnej zgodnie z pn-en iso 5817:2009 dla oceniającego ważnym aspektem badania jest opis jakości spoiny na podstawie wybranych niezgodności spawalniczych. na przypisanie odpowiedniego poziomu jakości do złącza spawanego składają się odpowiednie kryteria zdefiniowane dla poszczególnych niezgodności. przy określonym poziomie jakości kryteria różnią się w zależności od rodzaju niezgodności spawalniczej. jednym z ważnych kryteriów jest niezgodność spawalnicza krótka, gdy spoina ma długość 100 mm lub więcej. niezgodności spawalnicze należy traktować jako niezgodności krótkie, jeżeli na odcinku 100 mm obejmującym największą liczbę niezgodności ich całkowita długość nie jest większa niż 25 mm. natomiast, gdy spoina nie jest dłuższa niż 100 mm, niezgodności spawalnicze należy traktować jako niezgodności krótkie, jeśli ich długość nie jest większa niż 25% długości spoiny. w przypadku kiedy niezgodność spełnia definicję niezgodności spawalniczej krótkiej, należy sprawdzić kolejne kryteria akceptacji dla danego poziomu jakości. jeśli definicja niezgodności spawalniczej krótkiej nie jest spełniona, to oceniający bez rozważania kolejnych kryteriów dla danego poziomu jakości przechodzi do poziomu jakości niższego. podczas próby łamania złączy teowych ze spoiną pachwiną, przy rozpatrywaniu niezgodności spawalniczej typu 402 zgodnie z pn-en iso 5817:2009 dopuszczony jest brak przetopu w poziomie jakości d po spełnieniu odpowiednich kryteriów. jednakże kryteria postawione w normie są niezmiernie trudne do weryfikacji dla tego rodzaju złączy. dlatego też w tym przypadku należy powołać się na en 287-1:2011 dotyczącą egzaminowania spawaczy. norma ta wskazuje, że pojawienie się tego typu niezgodności spawalniczej jest niedopuszczalne na żadnym z poziomów jakości. jedynym dopuszczalnym poziomem en 287-1:2011 jest wystąpienie niezgodności spawalniczych tylko na poziomie jakości b z wyłączeniem nadmiernego nadlewu oraz wycieku, które są dopuszczone tylko na poziomie jakości c. poniżej zostały umieszczone zdjęcia wykonane po próbie łamania złączy teowych i złączy doczołowych wraz z opisem niezgodności występujących w przełomie oraz ocena tych niezgodności wg pn-en iso 5817:2009 [10] 147przegląd spawalnictwa 12/2013 karta ewidencyjna pr bki po pr bie łamania nr vt-2 materiał: sta s355 metoda spawania: 135 pozycja spawania: p grubość s: 12 mm rodzaj ukosowania: liczba warstw: 3 widok przełomu po próbie łamania opis niezgodności karta ewidencyjna pr bki po pr bie łamania nr vt-1 materiał: sta s355 metoda spawania: 135 pozycja spawania: p grubość s: 12 mm rodzaj ukosowania: liczba warstw: 3 widok przełomu po próbie łamania opis niezgodności pis niezgodno ci w tab icy na str. 148 148 przegląd spawalnictwa 12/2013 lp. niezgodność symbol wg iso 6520-1 poziom jakości wg pn-en iso 5817 wielkość niezgodności poziom d c b 1. przyklejenie międzywarstwowe 4012 [1] dopuszcza się niezgodności spawalnicze krótkie: h ≤ 0,4 s, ale max 4 mm nie dopuszcza się nie dopuszcza się h = 6,5 mm nsd 2. przyklejenie międzywarstwowe 4012 [2] dopuszcza się niezgodności spawalnicze krótkie: h ≤ 0,4 s, ale max 4 mm nie dopuszcza się nie dopuszcza się h = 7,7 mm nsd 3. przyklejenie międzywarstwowe 4012 [3] dopuszcza się niezgodności spawalnicze krótkie: h ≤ 0,4 s, ale max 4 mm nie dopuszcza się nie dopuszcza się h = 15,3 mm nsd 4. przyklejenie międzywarstwowe 4012 [4] dopuszcza się niezgodności spawalnicze krótkie: h ≤ 0,4 s, ale max 4 mm nie dopuszcza się nie dopuszcza się h = 8,5 mm nsd 6. pęcherz podłużny 2015 h ≤ 0,4s, max 4 mm l ≤ s, max 75 mm h ≤0,3 s, max 3 mm l ≤ s, max 50 mm h ≤ 0,2s, max 2 mm l ≤ s, max 25 mm h = 2,6 mm l = 7,8 mm c 7. skupisko porowatości 2013 a) maksymalny wymiar sumy powierzchni rzutowania niezgodności spawalniczych (włączając niezgodności spawalnicze systematyczne) ≤ 16% a) maksymalny wymiar sumy powierzchni rzutowania niezgodności spawalniczych (włączając niezgodności spawalnicze systematyczne) ≤ 8% a) maksymalny wymiar sumy powierzchni rzutowania niezgodności spawalniczych (włączając niezgodności spawalnicze systematyczne) ≤ 4% 15,73% d 2013 b) maksymalny wymiar pojedynczego pęcherza dla spoin czołowych: d ≤ 0,4 s, ale max 4 mm b) maksymalny wymiar pojedynczego pęcherza dla spoin czołowych: d ≤ 0,3 s, ale max 3 mm b) maksymalny wymiar pojedynczego pęcherza dla spoin czołowych: d ≤ 0,2 s, ale max 2 mm d = 2,2 mm c 8. pęcherz 2011 a2) w odniesieniu do pola przełomu ≤ 2,5% a2) w odniesieniu do pola przełomu ≤ 1,5% a2) w odniesieniu do pola przełomu ≤ 1% 0,58% b 2011 b) maksymalny wymiar pojedynczego pęcherza dla spoin czołowych: d ≤ 0,4 s, ale max 5 mm b) maksymalny wymiar pojedynczego pęcherza dla spoin czołowych: d ≤ 0,3 s, ale max 4 mm b) maksymalny wymiar pojedynczego pęcherza dla spoin czołowych: d ≤ 0,2 s, ale max 3 mm d = 2,3 mm b poziom jakości złącza nsd pis niezgodno ci do karty ewidencyjnej pr bki po pr bie łamania vt-2 149przegląd spawalnictwa 12/2013 lp. niezgodność symbol wg iso 6520-1 poziom jakości wg pn-en iso 5817 wielkość niezgodności poziom d c b 1. przyklejenie międzywarstwowe 4012 [1] dopuszcza się niezgodności spawalnicze krótkie: h ≤ 0,4 s, ale max 4 mm nie dopuszcza się nie dopuszcza się h = 26,2 mm nsd 2. przyklejenie międzywarstwowe 4012 [2] dopuszcza się niezgodności spawalnicze krótkie: h ≤ 0,4 s, ale max 4 mm nie dopuszcza się nie dopuszcza się h = 22 mm nsd 3. przyklejenie międzywarstwowe 4012 [3] dopuszcza się niezgodności spawalnicze krótkie: h ≤ 0,4 s, ale max 4 mm nie dopuszcza się nie dopuszcza się h = 6,8 mm nsd 4. łańcuch pęcherzy 2014 a) maksymalny wymiar pola przekroju poprzecznego niezgodności spawalniczych (włączając niezgodności spawalnicze systematyczne) odniesiony do pola przełomu (ma zastosowanie tylko przy produkcji, egzaminach spawaczy lub badaniach technologii) ≤ 8% a) maksymalny wymiar pola przekroju poprzecznego niezgodności spawalniczych (włączając niezgodności spawalnicze systematyczne) odniesiony do pola przełomu (ma zastosowanie tylko przy produkcji, egzaminach spawaczy lub badaniach technologii) ≤ 4% a) maksymalny wymiar pola przekroju poprzecznego niezgodności spawalniczych (włączając niezgodności spawalnicze systematyczne) odniesiony do pola przełomu (ma zastosowanie tylko przy produkcji, egzaminach spawaczy lub badaniach technologii) ≤ 2% 1,05% b 2014 b) maksymalny wymiar pojedynczego pęcherza dla spoin czołowych: d ≤ 0,4 s, ale max 4 mm b) maksymalny wymiar pojedynczego pęcherza dla spoin czołowych: d ≤ 0,3 s, ale max 4 mm b) maksymalny wymiar pojedynczego pęcherza dla spoin czołowych: d ≤ 0,4 s, ale max 4 mm d = 2,4 mm b poziom jakości złącza nsd karta ewidencyjna pr bki po pr bie łamania nr vt-3 materiał: sta s355 metoda spawania: 135 pozycja spawania: pc grubość s: 12 mm rodzaj ukosowania: liczba warstw: 6 widok przełomu po próbie łamania opis niezgodności 150 przegląd spawalnictwa 12/2013 lp. niezgodność symbol wg iso 6520-1 kryterium jakości wg pn-en iso 5817 wielkość niezgodności poziom d c b 1. brak przetopu 402 [1] niezgodność spawalnicza krótka: h ≤ 0,2a, ale max 2 mm nie dopuszcza się nie dopuszcza się h = 22 mm nsd 2. brak przetopu 402 [2] niezgodność spawalnicza krótka: h ≤ 0,2a, ale max 2 mm nie dopuszcza się nie dopuszcza się h = 82 mm nsd 3. przyklejenie brzegowe 4011 [1] niezgodność spawalnicza krótka: h ≤ 0,4a, ale max 4 mm nie dopuszcza się nie dopuszcza się h = 68,5 mm nsd 4. przyklejenie brzegowe 4011 [2] dopuszcza się niezgodności spawalnicze krótkie: h ≤ 0,4a, ale max 4 mm nie dopuszcza się nie dopuszcza się h = 10 mm nsd 5. przyklejenie brzegowe 4011 [3] dopuszcza się niezgodności spawalnicze krótkie: h ≤ 0,4a, ale max 4 mm nie dopuszcza się nie dopuszcza się h = 7,4 mm nsd 6. przyklejenie brzegowe 4011 [4] dopuszcza się niezgodności spawalnicze krótkie: h ≤ 0,4a, ale max 4 mm nie dopuszcza się nie dopuszcza się h = 30 mm nsd poziom jakości złącza nsd karta ewidencyjna pr bki po pr bie łamania nr vt-4 materiał: sta s355 metoda spawania: 135 pozycja spawania: pb grubość s: 8 mm rodzaj ukosowania: i liczba warstw: 3 widok przełomu po próbie łamania opis niezgodności 151przegląd spawalnictwa 12/2013 literat ra [1] pm-en 287-1:2011 egzamin kwalifikacyjny spawaczy. spawanie. część 1: stale. [2] pn-en iso 5817:2009 spawanie. złącza spawane ze stali, niklu, tytanu i ich stopów (z wyjątkiem spawanych wiązką). poziomy jakości według niezgodności spawalniczych. [3] pn-en iso 6520:2009 spawanie i procesy pokrewne. klasyfikacja niezgodności spawalniczych w metalach. część1: spawanie. [4] pn-en 1320:1999 – spawalnictwo. badania niszczące spawanych złączy metali. próba łamania. [5] praca zbiorowa: encyklopedia techniczna. budowa maszyn. warszawa, wnt 1968. [6] antosiak j., chodnikiewicz k., golatowski t., koselarz j., nagel w., soćko d., stępniak r., szulczyński j., świerczyński j.: prasy mechaniczne. warszwa, wnt 1971. [7] bosiacki k., marciniak z., seyna f.: zarys tłocznictwa. warszawa, pwt 1955. [8] pn-en iso 17637:2011 badania nieniszczące złączy spawanych. badania wizualne złączy spawanych. [9] pn-en iso 10042:2008 spawanie. złącza spawane w aluminium i jego stopach. poziomy jakości dla niezgodności spawalniczych. [10] pakosz m.: ocena przełomów złączy spawanych na podstawie próby łamania – analiza przypadków. praca dyplomowa magisterska (promotor dr hab. inż. j. słania prof. p.cz), politechnika częstochowska 2012. pods mowanie próba łamania pozwala w przypadku spoin czołowych odkryć takie niezgodności, jak: – przyklejenie międzywarstwowe i brzegowe (brak wtopienia), – pęcherz gazowy (gniazda pęcherzy, pęcherze równomiernie rozłożone, łańcuch pęcherzy, pęcherz podłużny, pęcherz kanalikowy), – wtrącenia żużla (liniowe, odosobnione, gniazda), – wtrącenia metaliczne. przyklejenia międzywarstwowe mogą mieć różną postać – od dobrze widocznego przyklejenia, które podczas próby łamania zostało „otwarte” (widoczne, rozchylające się warstwy, tzw. „kaczy dzióbek”), aż do trudnego do zobaczenia uskoku pomiędzy warstwami (tzw. „balkonik”). znacznie łatwiej rozpoznawalne są pęcherze. pęcherz powstaje w wyniku uwięzienia w krystalizującej spoinie gazu – dlatego jego powierzchnia jest gładka i przez to błyszcząca. bardzo często występuje sytuacja, kiedy widoczny na przełomie łańcuch pęcherzy przechodzi w przyklejenie międzywarstwowe – linia przyklejenia jest wówczas widoczna w dnie łańcucha pęcherzy. wtrącenia żużla występują stosunkowo rzadko i są dobrze rozpoznawalne – czarne i matowe. również wtrącenia metaliczne występują stosunkowo rzadko i są dobrze rozpoznawalne. w przypadku spoin pachwinowych istotne jest wtopienie w środnik próbki. próba łamania spoin pachwinowych pozwala na szybkie i łatwe stwierdzenie uzyskania wtopienia lub jego brak. w przypadku braku wtopienia krawędź blachy jest bez zmian i wygląda jak po obróbce mechanicznej przy przygotowaniu próbki przed spawaniem. w sytuacji, kiedy uzyskano wtopienie jest ono dobrze widoczne w postaci wyraźnego pasa przełomu (przy spawaniu w pozycji pa i pb) lub łuskowatych wtopień tzw. „falbanek” przy spawaniu w pozycji pf. przy spawaniu w tej pozycji często może wystąpić brak wtopienia na całej długości próbki. wówczas na przełomie widoczne są odcinki, gdzie krawędź blachy ma postać po obróbce mechanicznej i odcinki, gdzie występuje wtopienie o łuskowatej postaci. miesięczne i roczne spisy treści oraz streszczenia artykułów opublikowanych w przeglądzie spawalnictwa są dostępne na stronie internetowej: www.pspaw.ps.pl ps 9 2017 www.pdf 42 przegląd  spawalnictwa vol. 89 9/2017 peculiarities of simulation of the additive process   of forming of 3d products from steel 09g2s specyfika symulacji procesu addytywnego formowania produktów 3d ze stali 09g2s prof. dr hab. inż. gieorgij m. grigorenko, dr hab. inż. walery a. kostin, dr irena a. mossokovskaya – electric welding institute of the nas of ukraine. autor korespondencyjny/corresponding author: valerykkos@gmail.com streszczenie przedstawiono wyniki modelowania pól termicznych, naprężeń, odkształceń i przemieszczeń przy formowaniu konstrukcji addytywnej ze stali 09g2s na podkładce. dla doko nanego modelowania komputerowego wykorzystano pakiet dla międzydyscyplinarnych badań comsol multiphysics. w pracy uwzględniono wpływ temperatury na parametry fizykochemiczne stali. wyniki dla modelowania otrzymano z wykorzystaniem kompleksu imitowania stanu termo-odkształceniowego cyklu termicznego spawania gleeble 3800. właściwości fizyko-termiczne stali 09g2s obliczono za pomocą pakietu jmatpro 6.0. przeprowadzone badania świadczą, że przy nanoszeniu addytywnym warstw stali 09g2s na podkład największy poziom naprężeń resztkowych i od kształceń osiąga się na granicy pierwszej warstwy i podkładki i stanowi 280÷320 mpa. naprężenia miedzy warstwami metalu napawanego są znacznie niższe (do 50 mpa). ustalono, że ze wzrostem ilości warstw naniesionych poziom naprężeń na granice warstwa addytywna/podkład wzrasta nieliniowo i z czasem nie zależy od ilości warstw nanoszonych. przy procesie addytywnym dla zapobiegania odkształcenia podkładu należy stosować poprzednie nagrzewanie do temperatur 300÷320 °с. te programy mogą być stosowane dla modelowania matematycznego procesu formowania konstrukcji ze stali i stopów aluminiowych. słowa kluczowe: produkcja addytywna; modelowanie; stale; napawanie; naprężenia; mikrostruktura abstract the results of modeling of thermal fields, stresses, deformations and displacements in formation of an additive structure of 09g2s steel on a substrate are presented. an inter disciplinary research computational package comsol multiphysics was used for computer modeling. effect of the tem perature on physicochemical parameters of steel was taken into account in the work. the results for modeling were obtained using gleeble 3800 a complex for simulation of thermal deformation state of welding thermal cycle. some physical-thermal properties of 09g2s steel were calculated using jmatpro 6.0 software package. carried investigation showed that the highest level of residual stresses and deformations in additive deposition of 09g2s steel layers on the substrate is reached at the boundary of the first layer and substrate and makes 280–320 mpa. stresses between the layers of deposited metal are significantly lower (to 50 mpa). it is determined that the increase of the number of deposited layers provokes nonlinear rise of a level of stress at the additive layer/substrate boundary and does not depend on the number of deposited layers in time. in additive manufacturing process, preheating to at least 300÷320 °c temperature should be used to prevent noticeable deformation of the substrate. developed software can be used for mathematical modeling of additive process of formation of steel, titanium and aluminum alloys structures. ref. 12, figures 7. keywords: additive manufacturing; modeling; steels; deposition; stresses; microstructure  introduction additive technology is a new high-performance metallurgical method for structures development in current engineering [1÷3]. today additive technologies (additive manufacturing) or technologies for layer-by-layer deposition material by means of surfacing, spraying or synthesis are the most dynamically developing direction of ”digital” production. they allow significantly accelerating research and experimental gieorgij grigorenko, walery kostin, irena mossokovskaya przeglad welding technology review developments and ensuring fast production of new finished products. there are number of technologies that can be conditionally called additive ones. all these technologies combine a process of part formation by adding new material (from english to add) in contrast to traditional technologies, where production of a part takes place by ”excess” material removal. doi: http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v89i9 .811 43przegląd  spawalnictwa vol. 89 9/2017 a term additive manufacturing (am) is commonly referred to a group of technological methods for rapid design and development of the products, which allows producing solid, volumetric products of various materials using three -dimensional computer model [4]. astm f2792-12a standard defines the am term as ”a method of materials joining, at which production of an object takes place layer-by-layer on a given digital 3d model.” the first additive manufacturing methods appeared in the early 80 of the last century. mainly, they were focused on manufacture of products of polymer materials, plastics and rubbers. at present, these methods have found a successful commercial application in metallurgy, machine building, architecture, space and aero space engineering, medicine, and military industry [5]. in addition to the traditional methods of additive manufacturing, the methods using metallic materials and alloys as consumables have been rapidly developing. am methods have a series of advantages in comparison with classical production methods, namely: – possibility of complete automation of the product manufacturing process (including the stage of digital 3d model development). this reduces time necessary for product manufacture and generally decreases the total production time. – high competitiveness of am methods for manufacture of products from expensive titanium and nickel alloys and alloys of refractory materials due to low material loss factor. this advantage is especially important in aerospace industry in which manufacture of parts is often associated with high coefficient of material consumption. the additive manufacturing methods have some disadvanatages. additive methods have a relatively low productivity, require presence of a vacuum chamber or chamber with protective atmosphere, high residual stresses and strains are formed during part deposition and a relatively low manufacturing accuracy and typical surface ribbing or ”layering” are present. european standard astm f2792 proposes to divide the methods of additive manufacturing of metallic products on a principle of product formation used by them. the following are referred to the methods based on fusion/sintering of powder substrate, i.e. selective laser sintering (sls); selective laser melting (slm) and electron beam melting (ebm). the methods based on the injection of a binder on a powder substrate include powder bed and inkjet 3d printing (3dp). the methods based on continuous fusion of metallic wire with concentrated energy sources cover laser engineered net shaping (lens); wire feed laser beam (wflb); electron beam freeform fabrication (ebf3); wire and arc additive manufacturing (waam). all methods of additive manufacturing based on fusion, sintering or bonding of powders can be conditionally considered as a variant of the same process. the difference between these methods lies only in a method of joining for metallic powder particles. additive manufacturing methods based on fusion or sin tering of metallic powder use the highly concentrated energy sources, namely laser or electron beam as a heating device. the laser or electron beam directly affects a layer of powder substrate provoking its selective fusion. displacement in a vertical direction results in layer-by-layer deposition of a solid product. application of selective laser sintering method allows manufacturing products of various metallic composition and physical-metallurgical properties. am methods, based on fusion of metallic powder materials, use a protective chamber with vacuum or protective atmosphere. currently am methods, using powder as a consumable, are more widely used in comparison with the methods applying metal wire. employing metallic powder in additive manufacturing provides a number of advantages that are typical for powder metallurgy methods. for example, it allows manufacture of the products from various powder metallic compositions. productivity of am powder methods is quite low and makes several grams per minute. this significantly limits the possibilities of industrial application of these methods in ma nufacture of large-size products. application of the protective chamber and peculiarities of work with powder materials obviously reduce the efficiency of am powder methods. am methods, using wire as a consumable, have higher efficiency than am powder methods. they have higher energy efficiency, high material utilization rate, provide larger mass productivity. all this justifies application of additive methods for manufacture of large-size products. microstructure of the samples made by different additive methods are very similar [6]. nevertheless, higher porosity of metal of the part produced by powder methods should be noted. am methods depending on the type of used concentrated energy source are divided on laser, electron beam, electric arc and arc. am laser and electron beam methods differ by increased accuracy of product manufacture. in comparison, with laser and electron beam deposition, arc deposition of metallic wires has higher efficiency of consumables application. nevertheless, all am methods with wire have a series of com mon features, namely high residual stresses and strains, substrate overheating and relatively low accuracy of part manufacture. application of additive methods from point of view of formation of the structure of deposited metal allows forming more homogeneous and disperse metal structure in comparison with the traditional cast one. absence of chemical inhomogeneity, dendrite and zonal liquation is related with small size of liquid pool and high solidification rate of deposited metal [7,8]. appropriate deposition method, type of used material, preliminary developed 3d mathematical model is necessary for optimum properties of additive structures. process of additive deposition requires control of forming temperature fields, stresses and strains in the deposited layers in order to provide formation of necessary product shape, its structural state and mechanical properties. at the same time, direct determination of these parameters during deposition is a rather difficult practical task. modern methods of analysis of metallurgical production, i.e. computer modeling of 3d additive processes can be useful for solution of this problem. at the same time, number of works dedicated to computer modeling of additive processes, kinetics of temperature changes, peculiarities of formation of stress-strain state in the additive models are still insignificant. high residual stresses and deformations appearing in deposition of metallic wire should also be considered. they can significantly reduce performance characteristics of the products. aim of the work lies in optimizing the parameters of additive process of layer-by-layer formation of 09g2s steel billet based on calculation of temperature fields, stresses and strains forming in deposition. 44 przegląd  spawalnictwa vol. 89 9/2017 material and research method well-known steel 09g2s was taken as a material for computer modeling. this steel was selected due to the need to take into account during the modeling a dependence of steel properties (density, thermal conductivity, heat capacity, thermal expansion coefficient) on temperature as well as absence of structural transformations in a temperaturetime cooling interval in this steel. the latter is important due to the fact that in this case modeling requires solution of only temperature and deformation problems. this significantly simplifies calculation model and reduces calculation time. one of the important problems, which appear in modeling of new processes using new materials and alloys, is the absence of initial experimental data on dependence of materials properties on temperatures, cooling rates, and loads. public access to information about new materials properties is rather limited. temperature dependence of properties of modeled steel 09g2s was experimentally determined applying gleeble 3800 complex simulating thermal deformation state metal in welding thermal cycle under tension. effect of heating temperature on a coefficient of thermal expansion of 09g2cs steel was studied using gleeble 3800 complex for simulation of metal thermal deformation state. the complex is equipped with a fast dilatometer. the investigations were carried out on cylindrical specimens of 6 mm diameter and 80 mm length, made of rolled 09g2s steel of 20 mm thickness. in accordance with the pro cedure developed at the e. o. paton electric welding institute, the samples were heated in a vacuum chamber to 1170 °c temperature following a set program and held at this fig. 1. effect of heating temperature on physical thermal properties of 09g2s steel: a) thermal conductivity [w/(m•k)], b) heat capacity [j/ (r•k)], c) temperature linear expansion [%], d) density [g/cm 3] depending on the cooling rate: 1– 0.1°с/s; 2 – 1 °c/s; 3 – 5°c/s; 4 – 10 °c/s; 5 – 15 °c/s; 6 – 20 °c/s; 7 – 25 °c/s rys. 1. wpływ temperatury ogrzewania na fizyczne właściwości termiczne stali 09g2s: a) przewodność cieplna [w/(m•k)], b) pojemność cieplna [j/(r•k)], c) rozszerzalność liniowa temperatury [%], d) gęstość [g/cm3] w zależności od szybkości chłodzenia: 1– 0.1°с/s; 2 – 1 °c/s; 3 – 5°c/s; 4 – 10 °c/s; 5 – 15 °c/s; 6 – 20 °c/s; 7 – 25 °c/s temperature for 5 minutes, and then cooled at different rates. the cooling rates in a temperature range of 500÷800 °c made 0.1; 1; 5; 10; 15; 20; 25 °c/s. the choice of such cooling rates allowed sufficiently accurate reproduction of thermal cycle cooling parameters during electric arc deposition (thermal and time). the thermal system of gleeble 3800 complex allows performance of high-precision dilatometric measurements of linear expansion coefficients, phase transformation temperatures and calculation of number of forming phases. experimental data were processed interactively employing origin 9.0 application. the other physico-thermal properties of steel 09g2s necessary for numerical simulation were calculated using jmatpro 6.0 software package developed for modeling steels and alloys properties. the jmatpro software by sente software (great britain) is supposed to be the leader in the field of computer forecasting of steels and alloys properties necessary for analysis of the processes of metal treatment by pressure, heat treatment, cutting, casting processes, strength calculations of structure etc. the main input data necessary from a user of jmatpro to obtain the physical and thermal properties of the material are chemical composition of the material and index characterizing its grain size in the initial state. figure 1 shows the effect of heating temperature on physical thermal properties of 09g2s steel. the interdisciplinary research calculation package comsol multiphysics [9,10] was used for computer modeling. it allows combining the problems of diffusion, heat and mass transfer, hydrodynamics, mechanics of deformed solid body into one interrelated task. h ea t c on du ct io n  [w /m •k ] li ne ar  e xp an si on  [% ] h ea t c ap ac it y  [j /g •k ] d en si ty  [g /c m 3 ] temperature [ос] temperature [ос]temperature [ос] temperature [ос] a) b) c) d) 0 200 400 600 800 1000 1200 0 200 400 600 800 1000 1200 0 200 400 600 800 1000 12000 200 400 600 800 1000 1200 44 40 36 32 28 24 4 3 2 1 0 2.0 1.0 0.0 7.9 7.8 7.7 7.6 7.5 7.4 45przegląd  spawalnictwa vol. 89 9/2017 from the heat source. at this stage of investigations, this flow was not taken into account (q = 0 w/m2). in further works it is supposed to consider this additional heat flow and use as laser, electron beam and electric arc heat sources, which are characterized by different spatial distribution of thermal power. relationship between the components of stress and strain tensors (hooke’s law in tensor form) and time displacements can be written in the following form: (3) where: u is the displacement, f is the strain gradient, s is the kirchhoff stress tensor, eel is the elastic strain tensor, c is the elastic modulus tensor, fvol is the volume forces related with thermal expansion of material based on thermo-elasticity equations: for small deformations: eth=α(t-tout); for large deformations: jth=(1+α(t-tout))3, where α is the coefficient of thermal expansion. deposition of layers in this work was considered as a successive process of droplets-”cubes” deposition. the actual shape of the droplets and effect of surface tension forces on its surface have not been considered yet. solution of the differential equations was carried out using finite element method (mce) by constructing an inhomogeneous adaptive mesh and specifying the lagrange interpolation coefficient of the second order in each cell of the mesh. the maximum size of mesh elements was 0.1 mm. an algebraic system of equations obtained by discretization of the ordinary differential equations was calculated in the mumps solver (time dependent solver), which is an integral part of the comsol multiphysics package. modeling results the results of numerical experiments were used for calculation of temperature (fig. 2), stresses (fig. 3a), deformations and displacements (fig. 3b) field at each moment of time at subsequent deposition of additive layers on the substrate. the results of solution of a temperature problem (fig. 2) show that kinetics of temperature field change has a three -dimensional nature, however, temperature in a deposited thin wall is sufficiently uniformly distributed in transverse direction. one of the important tasks, solved at this stage, was investigation of the possibility to get a stationary temperature field and stress field in beads subsequent deposition of. solution of this problem allows optimizing the technological process as well as ensuring the uniformity of structural state of deposited additive layers along the whole product section and, consequently, provide uniformity of mechanical and service properties. analysis of kinetics of temperature fields change (fig. 2) showed that the deposited layer significantly effects mainly previous layer, which is related to small size of layer thickness and its rapid cooling. analysis of the results of modeling the additive process for deposition of steel 09g2s layers showed that the level of stresses at additive layer/substrate boundary varies from 280 to 320 mpa. stresses are virtually absent (do not exceed 50 mpa) at the boundaries of additive layers being deposited and, therefore, the model of linear elastic material used in the calculations provides sufficiently reliable results. the comsol multiphysics® package includes a set of pre liminary configured user’s interfaces, modules and modeling tools that significantly facilitate the process of development of mathematical model and setting a 3d model of calculation area. physical model of the additive process for layer deposition was built on a number of assumptions. deposition geometry consists of layers of 09g2s steel of 1.0 mm thickness, 3.0 mm width and 28 mm length. number of deposited layers was determined by the condition, at which deposition of subsequent layers of material does not affect the level of stresses on layer/substrate boundary, i.e. shifts to ”shelf type” stationary mode. it was assumed based on the experiment results, that the droplets of molten metal of 09g2s steel in the initial moment of time have temperature equal to metal melting temperature тm = 1823 к. the layers were deposited to a substrate of st3 grade steel. to simplify model structure geometry it was assumed that the drops are the geometry elements of regular shape in form of parallelepipeds of 1 x 3 x 1 mm size. the properties of initial material of additive layers are homogeneous and depend on temperature (density, heat capacity, coefficient of thermal expansion, fig. 1). movement of liquid phase was not taken into account. the work assumed a limitation that arc heating source or laser does not heat the substrate. a model of linear elastic material is adopted in the calculations. stresses and strains in the model appear as a result of development of shrinkage effects due to decrease of material volume in cooling. heat transfer in the layers is carried out by heat conduction, convection and radiation into environment with text temperature. kinetics of change of temperature and deformation fields in this case of additive layers deposition has mainly a 3d nature, which does not allow limiting investigation by only 2d model. the mathematical model for deposition of the additive layers can be described by a number of mathematical equations. solution of 3d non-stationary heat conduction equation was used for numerical analysis of kinetics of change of temperature fields in the deposited layers: (1) where: ρср is the specific heat capacity and k is the material heat conduction. the boundary conditions, necessary for solution of equation (1), are determined by balance of heat supply and sink from the surface of deposited part. thus, heat sink in the area of contact of the deposited part with the substrate can be described by the newton’s law, while thermal radiation on a free surface follows the stefan-boltzmann law. additional heating from the heating source should be taken into account if it is sufficiently close to the edge of part being deposited. the boundary conditions for solution of heat conduction equation (1) have the following form: (2) where: n is the normal vector to the surface, h = 10 [w/m2•k] is the heat transfer coefficient [11], ε = 0.8 is the emissivity factor of the material, σo is the stefan-boltzmann constant, тext = 293 [к] is the ambient temperature, q is the heat flow 46 przegląd  spawalnictwa vol. 89 9/2017 fig. 2. calculation of kinetic changes of temperature fields in deposition of 09g2s steel on substrate in time: а) 20 s, b) 50 s, c) 100 s, d) 135 s, e) 149 s rys. 2. obliczenia kinetycznych zmian pól temperatur przy naniesieniu stali 09g2s na podkład w czasie: а) 20 s, b) 50 s, c) 100 s, d) 135 s, e) 149 s fig. 3. calculation of stress values (a) and total displacements (b) in deposition of 7 additive layers of steel 09g2s rys. 3. obliczenia wartości naprężeń (a) i całkowitych przemieszczeń (b) przy naniesieniu 7 warstw addytywnych stali 09g2s a) b) c) d) e) a) b) analysis of effect of number of deposited layers on stress-strain level at layer/substrate boundary showed (fig. 4) that increase of layers number promotes gradual rise of the parameters, however increment value for stresses and displacements gradually decreases with a rise number of layers. in course of simulation, it was determined that no increase of stresses at additive wall/substrate boundary takes place in 50÷60 sec from the beginning of layer deposition process, i.e. after third layer deposition. this allows limiting calculation of the first 3÷4 layers and significantly reduces resource intensity of numerical calculations. nevertheless, obtained results describe the additive deposition process with sufficient accuracy and reliability. this work provided a model of part fixture, at which both ends of the plate were fixed. such type of fixture results in the fact that layer-by-layer deposition provokes residual bending deformations in longitudinal direction of the product as a result of development of shrinkage phenomena reducing material volume in cooling. the calculations show a noticeable deformation of the substrate during successive deposition of the layers. the maximum deflection in the middle part of substrate was 0.32 mm (fig. 4b) evidently, preheating of the substrate or its preliminary bending should be used to prevent a noticeable deformation of the structure. the calculations show (curves 3, 4 and 5, fig. 4b) that the higher preheating temperature of the substrate, the lo wer is the stresses and bending at layer/substrate boundary. 47przegląd  spawalnictwa vol. 89 9/2017 fig. 6. effect of layer thickness on value of stresses (a) and deformations (b) in additive structure 1 – 5.0 mm, 2 – 1.0 mm, 3 – 0.5 mm rys. 6. wpływ grubości warstwy na wartość naprężeń (a) i deformacji (b) w konstrukcji addytywnej 1 – 5.0 mm, 2 – 1.0 mm, 3 – 0.5 mm fig. 5. effect of temperature of substrate preheating on value of: a) stress at layer/substrate boundary, b) displacement. temperature of preheating: 1 – 20 ос; 2 – 120 ос; 3 – 320 ос; 4 – 420 ос rys. 5. wpływ temperatury podgrzewania podkładu na wartość: a) naprężeń na granicy warstwy/podkładu, b) przemieszczenia. temperatura podgrzewania wstępnego: 1 – 20 °c; 2 – 120 °c; 3 – 320 °c; 4 – 420 °c 40 80 140 16020 60 100 1200 300 250 200 150 100 50 0 0.32 0.24 0.16 0.08 0.0 40 80 140 16020 60 100 1200 500 400 300 200 100 0 0.4 0.3 0.2 0.1 0 0 40 80 120 160 180 0 40 80 120 160 180 analysis of the results shows (fig. 5) that increase of preheating temperature allows 2.5 times reduction of the level of stresses at additive layer/substrate boundary and 2–3 times decrease of structure bending. the stress level reduces from 300–320 mpa at 20 °c (without heating) to 90–100 mpa at 320 °c preheating temperature (curve 3, 4 in fig. 5a). structure deformation decreases from 0.30–0.32 mm to 0.12–0.14 mm. further increase of substrate preheating temperature above 320 °c does not affect the value of stresses and displacements of the additive structure. one of the important tasks, which should be solved in mo deling, was determination of the effect of thickness of a deposited layer on parameters of the additive structure. on the one hand, efficiency of additive process is related to the amount of material deposited per unit of time. based fig. 4. effect of deposition time of 09g2s steel additive layers on: a) thermal cycle, b) total substrate bending in central part rys. 4. wpływ czasu nanoszenia warstw addytywnych stali 09g2s na: a) cykl termiczny, b) całkowite zginanie podłoża w części środkowej 0.32 0.24 0.16 0.08 1400 1200 1000 800 600 400 0 40 80 120 160 2000 40 80 120 160 200 on this it is desirable to increase thickness of one layer pass. this can be reached either by increase of the amount of molten metal or reduction of process speed. on the other hand, increase of amount of molten metal, which is limited by heat input of heat source and decrease of speed, will have noticeable effect on a liquid metal overheating value that has negative effect on product properties. during layer deposition it is desirable to develop a temperature mode close to stationary one in order to obtain uniform properties of the product on deposition height. therefore, the work determines effect of layer thickness on stress value at layer/substrate boundary, deformations and average temperature of the additive structure. the layer thickness during modelling was 0.5 mm, 1.0 mm and 5.0 mm. a) b) a) b) a) b) 48 przegląd  spawalnictwa vol. 89 9/2017 fig. 7. geometry of additive layers of steel 09g2s taking into account plastic deformations rys. 7. geometria warstw addytywnych stali 09g2s z uwzględnieniem odkształceń plastycznych conclusions  1. the highest level of residual stresses and deformations is reached at the boundary of first layer and substrate and is 280÷320 mpa in additive deposition of steel 09g2s on the substrate. stresses between the deposited layers are significantly lower (up to 50 mpa). 2. it is determined that increase of number of deposited layers provokes gradual rise of the level of stresses at additive layer/substrate boundary and in time does not depend on number of the deposited layers. the stationary deposition mode is reached after 7-8 layers deposition. 3. deposition of layers requires substrate preheat to temperatures not lower than 300÷320 °c for elimination of noticeable deformation of the additive structure. 4. structural transformation equations should be introduced in the mathematical model for modeling the additive process of products of alloys (steels) with more complex chemical and structural composition. references [1] zhukov v. v., grigirenko g. m., shapovalov v.a.: additive manufacturing of metal products (review), the paton welding journal, no. 5-6, 2016, pp. 137-142. [2] akhonin s. v., vrzhizhevsky e. l., belous v. yu.,petrichenko i. k.: electron beam 3d-deposition of titanium parts, the paton welding journal, no. 5-6, 2016, pp. 130-133. [3] korzhik v. n., khaskin v. yu., grinyuk a. a. et. al.: 3d-printing of metallic volumetric parts of complex shape based on welding plasma-arc technologies (review), the paton welding journal, no. 5-6, 2016, pp. 117-123. [4] kaufui v. wong, aldo hernandez: a review of additive manufacturing, international scholarly research network – mechanical engineering, 2012, vol. 2012, article id 208760, 10 pages, doi:10.5402/2012/208760. [5] p. m. rizwan ali, c. r. hara theja, syed mahammad syed saheb, c.yuvaraj: review on diverse materials applied for additive manufacturing, international journal for research in applied science & engineering technology (ijraset), vol.3 issue vii, july 2015, pp.16-20. [6] d. ding, z. pan, d. cuiuri, h. li: wire-feed additive manufacturing of metal components: technologies, developments and future interests, international journal of advanced manufacturing technology, №81, 2015, рр. 465-481. [7] v. a. shapovalov, g. m. grigorenko: control of metal structure in process of solidification, advances in electrometallurgy, no.2, 2015, pp. 51-54. [8] v. a. shapoovalov, g. m. grigorenko: suppression of liquation processes in large ingots, advances in electrometallurgy, no.1, 2015, pp. 26-30. [9] https://www.comsol.com [10] v. a. kostin, v. v. zhukov modeling of processes of production of metallic parts using additive technologies: proceedings of the 8th international conference, mathematical modeling and information technologies in welding and related processed. edited by i. v. krivtsun, september 19-23, odessa, ukraine. [11] http://tehtab.ru/guide/guidephysics/guidephysicsheatandtemperature/convectionheattransfer1/overallheattransfercoefficients/ [12] o. v. makhnenko, a. s. milenin, e. o. velikoivanenko, g. f. rosynka et.al.: modelling of temperature fields and stress-strain state of small 3d sample in its layer-by-layer forming using xbeam 3d metal printer, proceedings of the 8th international conference «mathematical modeling and information technologies in welding and related processed. edited by i. v. krivtsun, september 19-23, odessa, ukraine. group of authors showed [12] that the stationary temperature mode in the central part of tee profile is reached after the 8th layer deposition on the substrate. it is determined that the stationary mode of additive deposition depends on deposit thickness. the stationary mode for thin layers (0.5 mm) is achieved after deposition of the third layer (curve 3, fig. 6a). whereas, for thicker layers (1 mm, 5 mm), it is reached after deposition of 6–7 layers (curves 1 and 2, fig. 6a). this peculiarity of stationary mode is associated with the above-mentioned difficulty of heat sink from the additive structure to the substrate. using the calculations of a model of elastic-plastic material behavior instead of a model of linear elastic material behavior allows determining formation of the deposited layers in cooling due to plastic deformation (fig. 7). calculations shows the narrowing of the substrate by 2.17 mm on length and on 0.5 mm height. further development of this work should concentrate more on physical phenomena, which are accompanied by additive deposition process. structural transformations can not be neglected in modeling the additive process of products made from steels with more complex chemical composition. on the one hand, it is related to heat emission in cooling that result in local temperature increase. and, on the other hand, transformation of austenite into bainite or martensite is accompanied with variation of properties of a layer being modeled and its noticeable change of volume. formation of hardening (martensite) structures in the deposited layers can lead to their considerable deformation and even destruction. as a result, two above mentioned differential equations for additive layers modeling should be completed by the structural transformation equations for austenite → ferrite, austenite → bainite and austenite → martensite. the results of modeling of temperature fields, stresses and deformations can be used for solution of a practical problem on improvement of technological parameters of the additive process for formation of the workpieces of parts and structures. 201412_pspaw.pdf 41przegląd spawalnictwa vol. 86  12/2014 andrzej winiowski dawid majewski lutowanie twarde stopów magnezu brazing of magnesium alloys dr inż. andrzej winiowski, prof. nzw. is; dr inż. dawid majewski – instytut spawalnictwa w gliwicach. autor korespondencyjny/corresponding author: is@is.gliwice.pl streszczenie omówiono podstawowe właściwości fizykochemiczne, lutowność i rodzaje spoiw do lutowania twardego stopów magnezu. przedstawiono wyniki badań technologicznych lutowania płomieniowego i piecowego stopu magnezu az31b (mgal3zn1mn0,2) spoiwami mgal9zn3mn1, mgal26zn1mn0,2, al53mg37zn10 z użyciem nowo opracowanego w instytucie spawalnictwa topnika fmag. badania technologiczne oraz analiza jakości i właściwości wytrzymałościowych połączeń lutowanych wykazały korzystne wyniki dla spoiwa mgal9zn3mn1 w przypadku lutowania płomieniowego i spoiw mgal26zn1mn0,2 oraz al53mg37zn10 w przypadku lutowania piecowego. słowa kluczowe: lutowanie, stopy magnezu abstract basic physical and chemical properties, brazeability and types of filler metals for brazing of magnesium alloys have been discussed. it has been presented the results of technological research of flame and furnace brazing of magnesium alloy az31b (mgal3zn1mn0,2) with mgal9zn3mn1, mgal26zn1mn0,2, al53mg37zn10 filler metals types, using newly developed flux fmag. technology research and analysis of the quality and strength properties of brazed joints showed favorable results for the filler metal type mgal9zn3mn1 for flame brazing and filler metals types mgal26zn1mn0,2 al53mg37zn10 for furnace brazing. keywords: brazing, magnesium wstęp magnez i jego stopy należą do metali i stopów o najniższej masie właściwej (ok. 1,7÷1,8 g/cm3), stanowiącej 2/3 masy aluminium i 1/3 masy tytanu, a także charakteryzują się stosunkowo niską ceną. zasoby ziemskie magnezu – udział 2,35% w skorupie ziemskiej, stawiają go na ósmym miejscu wśród innych pierwiastków chemicznych. temperatura topnienia tego metalu wynosi 650 °c. na powietrzu pokrywa się on stosunkowo szybko pasywacyjną warstwą tlenku mgo, której towarzyszy zwykle warstwa azotku mg3n2. warstwy te stanowią ochronę przed dalszym jego utlenianiem się (korozją gazową). jednak z uwagi na niższy współczynnik pillinga – bedwortha (określa stosunek objętości molowej tlenku do równoważnej objętości metalu) pasywacyjna warstwa tlenku na powierzchni magnezu jest mniej szczelna niż na aluminium. niemniej jednak magnez i jego stopy wykazują dobrą odporność na korozję tlenową w zwykłych warunkach atmosferycznych. charakteryzują się one ponadto stabilnością przy oddziaływaniu odczynów alkalicznych, chromianowych, kwasu fluorowodorowego, a także większości związków chemicznych (węglowodorów, aldehydów, alkoholi – oprócz metylowego i etylowego, fenoli, amin, olejów itp.). należy również podkreślić, że magnez w szeregu napięciowym metali wykazuje stosunkowo wysoki ujemny potencjał redoks, wynoszący – 2,38 v, co zwiększa jego skłonność do korozji elektrolitycznej w obecności innych metali i związków chemicznych (elektrolitów) [1÷3]. właściwości mechaniczne magnezu są stosunkowo niskie (wytrzymałość na rozciąganie 120÷160 mpa, wydłużenie względne 5÷10%, twardość 35÷40 hb) [1,2]. z tego też powodu w stanie czystym jest on rzadko stosowany w przemyśle wytwórczym. znacznie korzystniejsze właściwości mechaniczne wyka42 przegląd spawalnictwa vol. 86 12/2014 zują stopy tego metalu z aluminium, cynkiem, a także z dodatkiem metali ziem rzadkich oraz miedzi, krzemu, srebra (wytrzymałość na rozciąganie 300÷350 mpa, wydłużenie względne do 20%, twardość ok. 100 hb). niektóre z tych stopów po utwardzeniu dyspersyjnym mogą konkurować w zastosowaniach praktycznych pod względem właściwości wytrzymałościowych z duralami cynkowymi, stopami tytanu, a nawet stalami nierdzewnymi. stopy na osnowie magnezu wykazują temperaturę topnienia w zakresie 510÷650 °c, wysoki współczynnik przewodności cieplnej (ok. 50 wm-1k-1), a także zdolność tłumienia drgań mechanicznych. są one przyjazne dla środowiska, łatwo poddają się tzw. recyklingowi. zarówno stopy magnezu, jak również kompozyty na ich osnowie, znajdują zastosowanie w przemyśle motoryzacyjnym i lotniczym, a także w produkcji sprzętu elektronicznego i agd. jedną z metod łączenia tych materiałów, zwłaszcza w przypadku precyzyjnych, cienkościennych elementów, jest lutowanie. stopy magnezu i ich lutowność w zależności od sposobu wytwarzania stopy na osnowie magnezu dzieli się na odlewnicze (pn-en 1753:2001) i przeznaczone do obróbki plastycznej (pn-en 12438:2002). podstawowe składniki tych stopów stanowią: aluminium (3÷11%) oraz cynk (do 5%). aluminium zwiększa wytrzymałość i właściwości plastyczne stopów, a w przypadku stopów odlewniczych także lejność i skurcz. oddziaływanie cynku jest podobne. z innych dodatków stopowych: mangan oznaczenie skład chemiczny nom., % mas., mg reszta temperatura topn., °c gęstość, g/cm3 rm, mpa wydłuż. wzgl., % al zn inne az10a 1,2 0,4 0,2 mn 632÷643 1,75 145 10 az31b 3,0 1,0 0,2 mn 605÷630 1,77 193 14 az61b 6,5 1,0 – 510÷615 1,86 221 15 k1a – – 0,7 mn 649÷650 1,74 55 14 m1a – – 1,2 mn 648÷650 1,76 138 9 ze10a – 1,2 0,17 rem1) 593÷646 1,76 179 12 zk21a – 2,3 0,6 zr 626÷642 1,79 228 10 qe22a – – 0,7 zr 2,5 ag 2,0 rem1) 535÷640 1,83 260 4 hk31a – 0,3 0,7 zr 3,3 th 642÷648 1,84 225 9 1) metale ziem rzadkich (ce, nd, pr, la) (do 0,5%), srebro (do 3%) – zwiększają wytrzymałość, odporność na korozję i spawalność, a miedź (do 3%) oraz cyrkon i metale ziem rzadkich (do 5%), np. cer, itr, neodym, lantan – sprzyjają utwardzaniu dyspersyjnemu stopów [1,2,6]. na konstrukcje lutowane zaleca się stosować stopy przedstawione w tablicy i [1,2,4÷8]. w ostatnich latach najczęściej stosowanym stopem jako materiał lutowany jest stop az31b (3% al, 1% zn, reszta mg) [10÷16]. stopy magnezu należą do materiałów trudno lutowalnych. decydują o tym m.in. [3÷9]: – wysoka aktywność chemiczna i szybkie tworzenie w atmosferze tlenowej trwałej (energia tworzenia ok. 900 kj/o2 – zbliżona do tlenku aluminium) złożonej warstwy tlenkowej uzupełnionej azotkiem (mgo + mg(oh)2 + mg3n2), co powoduje utrudnione zwilżenie spoiwem powierzchni łączonego materiału, – stosunkowo niskie temperatury solidus stopów mg, które tworzą możliwość wystąpienia odkształceń w procesach lutowania i zmian strukturalnych w złączach, – niska różnica temperatur topnienia większości zalecanych spoiw i materiałów łączonych, co sprzyja łatwej możliwości nadtopienia złączy, – możliwa niska odporność na korozję atmosferyczną złączy, – gęstość spoiwa magnezowego zwykle niższa od topnika, co stwarza zagrożenie wtrąceń topnikowych w lutowinach, – łatwa erozja metalu łączonego przez spoiwo – wpływa na obniżenie właściwości mechanicznych połączeń. lutowanie stopów magnezu wymaga zatem dobrania odpowiednich spoiw i topników oraz zastosowatablica i. stopy magnezu zalecane na konstrukcje lutowane i ich podstawowe właściwości table i. magnesium alloys recommended on brazed structures and their basic properties 43przegląd spawalnictwa vol. 86  12/2014 nia możliwie niskiej temperatury i krótkich czasów nagrzewania. podstawowe metody lutowania magnezu to lutowanie płomieniowe, piecowe, kąpielowe i indukcyjne [3÷9]. lutowanie płomieniowe korzystnie jest prowadzić z użyciem palników na gaz propan i jego mieszanki lub na gaz ziemny i sprężone powietrze. można oczywiście do tego celu zastosować palnik acetylenowotlenowy z płomieniem neutralnym. do lutowania płomieniowego zaleca się najczęściej stop m1a (tabl. i). wysoka trwałość tlenku magnezu i stosunkowo niska temperatura wrzenia tego metalu (1107 °c) utrudniają, a niekiedy wręcz uniemożliwiają lutowanie jego stopów w próżni i w kontrolowanych atmosferach aktywnych chemicznie. niemniej lutuje się je piecowo, zwykle ze wspomaganiem topnikowym, w atmosferze gazów neutralnych lub w piecach bez atmosfer kontrolowanych. zaleca się również, obecnie coraz rzadziej, zastosowanie do łączenia stopów magnezu lutowania kąpielowego w kąpielach topnikowych. magnez jest paramagnetykiem, a zatem można lutować jego stopy indukcyjnie, chociaż sprawność nagrzewania będzie odpowiednio niższa niż w przypadku ferromagnetyków, np. stali niestopowych i niskostopowych. możliwe jest także beztopnikowe lutowanie dyfuzyjne magnezu i jego stopów przez cienką (0,002 mm), naniesioną technikami jonowymi warstwę miedzi, niklu, srebra lub aluminium. połączenia takie mogą jednak wykazywać kruchość i niewielką wytrzymałość – ok. 30÷50 mpa [6,7]. spoiwa do lutowania stopów magnezu do znormalizowanych (aws, astm, en, js) spoiw magnezowych należą trzy stosunkowo wysokotopliwe (temperatury likwidus 565÷599 °c) stopy magnezu z aluminium i cynkiem (poz. 1÷3, tabl. ii). ogólnie zaleca się je do lutowania płomieniowego, piecowego lp. oznaczenie skład chemiczny, mg reszta, % wag. temperatura topnienia, °c temperatura lutowania, °c al zn inne 1 bmg-11) az92a2) mg0013) 8,3÷9,7 1,7÷2,3 0,15÷0,5 mn 443÷599 582÷616 2 bmg-21) az125a2) 11÷13 4,5÷5,5 – 410÷565 570÷595 3 mc34) 8,3÷9,7 1,6÷2,4 do 0,1 mn 0,25 cu 0,3 si 443÷599 599÷615 4 ga432 2 55 – 330÷360 495÷505 5 p430mg 0,7÷1 13÷15 0,1÷0,5 mn 380÷430 550÷560 6 p380mg 2÷2,5 23÷25 0,1÷0,5 mn 340÷380 480÷500 7 p435mg 25÷27 1÷1,5 0,1÷0,3 mn 435÷520 520÷560 8 p398mg 21÷22 0,2÷0,5 0,1÷0,3 mn 25-26 cd 398÷415 430÷500 95) – 53 9,7 – 448 – 10 – 52 9 – 451-469 – 11 – 3,3 53,1 – 520-550 – 1) oznacz. wg aws-a 5.8 2) oznacz. wg astm 3) oznacz. wg pn-en iso 17672 4) oznacz. wg jap. stand. 5) stop eutektyczny tablica ii. spoiwa do lutowania stopów magnezu table ii. filler metals for brazing magnesium alloys 44 przegląd spawalnictwa vol. 86 12/2014 i kąpielowego, chociaż do lutowania płomieniowego częściej zaleca się stosowanie lutów o niższej temperaturze topnienia (stosunkowo wysokiej zawartości al lub zn). aluminium w spoiwach magnezowych podwyższa ich wytrzymałość i twardość oraz zwiększa rzadkopłynność. zbyt duża zawartość tego metalu sprzyja jednak obniżeniu ciągliwości spoiw (tworzeniu kruchych faz międzymetalicznych) i erozji elementów podczas lutowania (od 9% al). z tego drugiego powodu spoiwa o zbyt dużej zawartości aluminium (np. 20÷27%) nie nadają się do lutowania cienkościennych elementów [3÷9]. cynk, podobnie jak aluminium, ogólnie podwyższa rzadkopłynność oraz wytrzymałość spoiw magnezowych, lecz jego zawartość wyższa od 2% może powodować (chociaż nie zawsze) powstawanie pęknięć gorących w lutowinach. podwyższa on też odporność korozyjną spoiw o wyższej zawartości takich zanieczyszczeń jak żelazo i nikiel [5,7,9]. niewielki dodatek manganu w spoiwach magnezowych podwyższa ich odporność na korozję, zwłaszcza w wodzie morskiej [4÷9]. typowe spoiwa do lutowania stopów magnezu zestawiono w tablicy ii [4÷11]. są to spoiwa na pograniczu lutów miękkich i twardych. wytrzymałość na ścinanie wykonanych nimi połączeń stopów magnezowych nie przekracza na ogół 60 mpa. w dostępnej literaturze specjalistycznej zawarto wyniki badań nad nowymi magnezowymi, aluminiowymi i cynkowymi spoiwami do łączenia stopów magnezu [11÷16]. należą do nich również spoiwa do lutowania topnikowego stopów magnezu, podwyższające właściwości wytrzymałościowe połączeń (w większości umożliwiają one prowadzenie utwardzania dyspersyjnego złączy), takie jak [8]: – mgal12cd11ni4 (temp. topn. 560÷580 °c), zapewniające wytrzymałość na ścinanie ok. 190 mpa dla złączy ze stopu m1a, – almg25cu3,5 (temp. topn. 448÷462 °c), zapewniające wytrzymałość na ścinanie ponad 136 mpa dla złączy ze stopu az31b, – almg32cu2si1, umożliwiające uzyskanie wytrzymałości na ścinanie ok. 87 mpa dla złączy ze stopu az31b, – stopy al-mg-ca-sn, al-mg-ca-zn, mg-al-ca (z zawartością wapnia) odporne na pełzanie, o wytrzymałości w zakresie 190÷250 mpa (wydłużenie 3÷5%). zaleca się również stosowanie do lutowania stopów magnezu past galowych (mieszaniny galu z mg, zn, cd, sn), występujących w temperaturach pokojowych jako ciekłe zawiesiny, a po podgrzaniu do temperatury lutowania 150÷600 °c zapewniających połączenia o temperaturze rozlutowania w zakresie 250÷500 °c. gal po podgrzaniu tworzy bowiem z materiałami łączonymi i pozostałymi składnikami spoiw roztwory stałe o wyższej topliwości [7,16]. topniki do lutowania stopów magnezu topniki do lutowania magnezu i jego stopów stanowią głównie mieszaniny związków chemicznych, charakteryzujących się wysoką aktywnością chemiczną. oparte są one najczęściej na trójskładnikowych mieszaninach typu: cacl2 – licl – nacl, cacl2 – licl – kcl lub licl – kcl – nacl. zawierają również niekiedy fluorki i florogliniany (naf, znf2, na3alf6) [4÷7]. temperatury ich topnienia i aktywności mieszczą się w zakresie 400÷600 °c. topniki te są zalecane do stosowania w postaci proszków lub past (zawiesin) alkoholowych. w instytucie spawalnictwa w gliwicach opracowano w ostatnim okresie nowy topnik (fmag) do powyższego celu o następującym składzie recepturowym, w % wag. [17]: kcl – 39%, licl – 38%, cacl2 – 15%, naf – 8% wszystkie wymienione topniki wymagają po lutowaniu usunięcia ze złączy korozjotwórczego żużla potopnikowego. badania technologiczne lutowania płomieniowego i piecowego połączeń zakładkowych ze stopu az31b oraz ocena jakości połączeń w instytucie spawalnictwa w gliwicach przeprowadzono badania technologiczne nad lutowaniem stopu magnezu az31b (mgal3zn1mn0,2) [18]. do lutowania zastosowano nowo opracowany w instytucie topnik fmag oraz następujące spoiwa: – mgal9zn3mn1 (m001 wg pn-en iso 17672:2010, bmg-1 wg aws a 5.8 – temp. topn.443÷599 °c), – mgal26zn1mn0,2 (temp. topn. 435÷520 °c), – al53mg37zn10 (temp. topn. 448 °c). badania poprzedzono dokonaniem oceny zwilżalności łączonego materiału przez powyższe spoiwa przy udziale nowoopracowanego topnika. zastosowano do tego celu próbę rozpływności spoiw na materiale łączonym, z wykorzystaniem płomieniowego nagrzewania (palnik acetylenowo – tlenowy) próbek. na próbkach tych w postaci płytek o wymiarach 30x40x6,3 mm, o odpowiednio wytrawionej chemicznie powierzchni, układano kształtkę lutu i próbkę topnika (w ilości ok. 0,2 g). proces nagrzewania próbek (palnikiem od dołu) kończono po upływie 5 s od momentu stopienia lutu. po zakrzepnięciu lutu próbki schładzano w zimnej wodzie, stosując tzw. udar termiczny, powodujący usunięcie żużla potopnikowego (oddzielenie go od powierzchni metalu w wyniku zróżnicowanej rozszerzalności cieplnej). 45przegląd spawalnictwa vol. 86  12/2014 kp = (pśr po)/po po = [(3/4 π) v]2/3 (1) (2) kh = [(do hśr)/do ] • 100% (3) do = 1,2v1/3 mm (4) rodzaj spoiwa rozpływność 1) pśr, mm 2 sp, mm 2 kp hśr, mm sh, mm kh, % mgal9zn3mn1 208,19 19,25 5,93 0,57 0,06 88,91 mgal26zn1mn0,2 150,87 8,98 3,64 0,82 0,05 84,05 al53mg37zn10 100,29 7,13 2,09 1,12 0,05 78,21 1) pśr – wartości średnie powierzchni rozpłynięcia (z 3 pomiarów); sp – odchylenie standardowe powierzchni rozpłynięcia spoiwa; p0 = 32,46 mm2; hśr – wartości średnie wysokości warstwy lutu po rozpłynięciu (z 3 pomiarów), sh – odchylenie standardowe wysokości warstwy lutu po rozpłynięciu; d0 = 5,14 mm. wyniki przeprowadzonych prób rozpływności przedstawiono w tablicy iii, natomiast na rysunku 1 pokazano próbki po badaniach. na podstawie analizy uzyskanych wyników (tabl. iii) można zauważyć, że najlepszymi współczynnikami tablica iii. wyniki prób rozpływności spoiw na powierzchni stopu magnezu (az31b) z zastosowaniem topnika fmag table iii. the test results of the filler metals flow on the surface magnesium alloy (az31b) using fmag flux rys. 1. próbki po badaniach rozpływności na podłożu magnezowym az31b z zastosowaniem lutu: a) mgal9zn3mn1, b) mgal26zn1mn0,2, c) al53mg37zn10 fig. 1. the samples after testing of flow properties on the surface of magnesium alloy az31b using brazing filler metals: a) mgal9zn3mn1, b) mgal26zn1mn0,2, c) al53mg37zn10 a) b) c) rozpływności kp i kh charakteryzuje się lut mgal9zn3mn1, wykazujący stosunkowo dużą powierzchnię rozpłynięcia – 208,19 mm2. nieco gorszymi właściwościami lutowniczymi charakteryzuje się spoiwo mgal26zn1mn0,2 (powierzchnia rozpłynięcia 150,87 mm2). natomiast najgorszą rozpływność (powierzchnia rozpłynięcia zaledwie 100,29 mm2) uzyskano dla spoiwa al53mg37zn10. podczas prowadzenia prób rozpływności zaobserwowano, że oba spoiwa magnezowe mgal9zn3mn1 i mgal26zn1mn0,2 dobrze zwilżają stop az31b, natomiast spoiwo aluminiowe al53mg37zn10 należy mechanicznie pobudzić do zwilżenia, przez przebicie (np. cienkim drutem) błonki tlenkowej, otaczającej kulistą postać lutu po stopieniu. dopiero wówczas następuje rozpłynięcie się lutu i zwilżenie materiału podstawowego. stosując spoiwa : mgal9zn3mn1, mgal26zn1mn0,2, al53mg37zn10 oraz topnik fmag, wykonano próby lutowania płomieniowego i piecowego złączy zakładkowych ze stopu magnezu az31b (mgal3zn1mn0,2). złącza próbne (wielkość zakładki ok. 5 mm) wykonywano z płytek o wymiarach 30x40x6,3 mm. powierzchnię próbek przed badaniami wytrawiono chemicznie w 10% roztworze hno3, natomiast źródło ciepła w badaniach stanowił płomień typowego palnika tlenowo – acetylenowego z nasadką o wydajności 160 dm3/h acetylenu oraz komorowy piec oporowy rhf1400 firmy carbolite. jako miarę rozpływności (zwilżalności) przyjęto [3]: – wielkość powierzchni rozpłynięcia lutu (mierzoną za pomocą obróbki graficznej wykonanego zdjęcia próbki) oraz współczynnik: gdzie: pśr – średnia arytmetyczna wielkość powierzchni rozpłynięcia lutu, mm2; po – powierzchnia płaskiego rzutu kulistej próbki spoiwa o objętości v na płaszczyznę podłoża, obliczona wg wzoru: – wysokość warstwy lutu po rozpłynięciu (mierzona mikromierzem z dokładnością do 0,01 mm) oraz współczynnik: gdzie: do – teoretyczna średnica kropli lutu o objętości v w przypadku braku zwilżenia obliczona ze wzoru: 46 przegląd spawalnictwa vol. 86 12/2014 lutowanie płomieniowe lutowanie płomieniowe złączy zakładkowych (płytki ułożone poziomo, swobodnie bez docisku) prowadzono, dozując lut ręcznie u wylotu zakładki. wielkość szczeliny lutowniczej pomiędzy łączonymi elementami, dystansowana odcinkami drutu ze stali nierdzewnej przed procesem lutowania, wynosiła 0,25 mm. należy podkreślić, że omawiana próba pozwala dodatkowo na dość ostrą ocenę właściwości kapilarnych lutu w obecności topnika. badania wykazały, że jedynie spoiwo mgal9zn3mn1 bez żadnych problemów wniknęło w szczelinę kapilarną, umożliwiając uzyskanie stosunkowo dobrej jakości połączenia zakładkowego. w przypadku lutowania połączeń zakładkowych lutami mgal26zn1mn0,2 oraz al53mg37zn10 powierzchnię łączoną stopu az31b należało przed właściwym procesem lutowania wstępnie pobielić spoiwem. spoiwa te bowiem nie wnikały do założonej szczeliny kapilarnej. bezpośrednio po zakrzepnięciu lutu próbki zanurzano w zimnej wodzie, stosując tzw. udar termiczny, celem usunięcia korozjotwórczego żużla potopnikowego. otrzymano w ten sposób połączenia zakładkowe dla wszystkich badanych lutów. na rysunkach 2÷4 przedstawiono wyniki przeprowadzonych badań makroskopowych przekrojów poprzecznych połączeń zakładkowych. rys. 2. makrostruktura połączenia zakładkowego stopu magnezu az31b wykonanego płomieniowo lutem magnezowym mgal9zn3mn1 i topnikiem fmag, traw. roztworem kwasu octowego fig. 2. macrostructure of magnesium alloy az31b overlap joint made by flame brazing with magnesium filler metal type mgal9zn3mn1 and flux fmag, etch. acetic acid makroskopowe badania metalograficzne wykonanych połączeń wykazały najwyższą ich jakość w przypadku stosowania spoiwa mgal9zn3mn1 (rys. 2) – można zaobserwować prawidłowy wklęsły kształt menisku pachwinowej wypływki, świadczący o dobrej zwilżalności materiału podstawowego przez lut. połączenia zakładkowe wykonane przy zastosowaniu spoiw al53mg37zn10 i mgal26zn1mn0,2 również charakteryzują się stosunkowo dobrą jakością (rys. 3 i 4), jednakże ich wykonanie jest bardziej pracochłonne, gdyż jak wspomniano powyżej, przed właściwym lutowaniem elementy łączone należy wstępnie pobielać lutem. przedstawione złącza nie wykazują istotnych niezgodności lutowniczych, zwłaszcza typu pustki. lutowanie piecowe lutowanie piecowe złączy zakładkowych (płytki ułożone poziomo, z niewielkim dociskiem) prowadzono w piecu komorowym elektrycznym–oporowym rhf1400 firmy carbolite. wielkość szczeliny lutowniczej pomiędzy łączonymi elementami była dystansowana przed procesem lutowania drutem ze stali nierdzewnej (podobnie jak w procesie lutowania płomieniowego) i wynosiła 0,25 mm. na końce łączone próbek nakładano taką ilość topnika, aby całkowicie rys. 3. makrostruktura połączenia zakładkowego stopu magnezu az31b wykonanego płomieniowo lutem aluminiowym al53mg37zn10 i topnikiem fmag, traw. roztworem kwasu octowego fig. 3. macrostructure of magnesium alloy az31b overlap joint made by flame brazing with aluminium filler metal type al53mg37zn10 and flux fmag, etch. acetic acid rys. 4. makrostruktura połączenia zakładkowego stopu magnezu az31b wykonanego płomieniowo lutem magnezowym mgal26zn1mn0,2 i topnikiem fmag, traw. roztworem kwasu octowego fig. 4. macrostructure of magnesium alloy az31b overlap joint made by flame brazing with magnesium filler metal type mgal26zn1mn0,2 and flux fmag, etch. acetic acid rys. 5. makrostruktura połączenia zakładkowego stopu magnezu az31b wykonanego piecowo lutem aluminiowym al53mg37zn10 i topnikiem fmag, traw. roztworem kwasu octowego fig. 5. macrostructure of magnesium alloy az31b overlap joint made by furnace brazing with aluminium filler metal type al53mg37zn10 and flux fmag, etch. acetic acid 47przegląd spawalnictwa vol. 86  12/2014 wnioski magnez i jego stopy należą do materiałów o trudnej lutowalności, o czym świadczą ograniczone możliwości technologiczne ich lutowania oraz konieczność stosowania specjalistycznych spoiw oraz topników lutowniczych. lutowane połączenia zakładkowe o dobrej jakości ze stopu magnezu az31b można uzyskać zarówno w wyniku lutowania płomieniowego, jak i piecowego z użyciem opracowanego w instytucie spawalnictwa topnika fmag oraz spoiwa mgal9zn3mn1 w przypadku lutowania płomieniowego i spoiw typu mgal26zn1mn0,2 lub al53mg37zn10 w przypadku lutowania piecowego. makroskopowe badania metalograficzne złączy zakładkowych ze stopu magnezu az31b, lutowanych lutami: mgal9zn3mn1, mgal26zn1mn0,2 oraz al53mg37zn10 potwierdziły ich dobrą jakość. wytrzymałość na ścinanie połączeń ze stopu magnezu az31b, lutowanych lutami: mgal9zn3mn1, mgal26zn1mn0,2 oraz al53mg37zn10 kształtuje się w zakresie 50÷60 mpa. osłonić strefę łączenia. lut w postaci odcinka drutu o wymiarach ø 3 x 30 mm układano przy krawędzi połączenia zakładkowego. całość tak przygotowanej próbki ogrzewano w piecu komorowym w czasie 25÷30 min w temperaturze: 605 °c dla spoiwa mgal9zn3mn1 oraz odpowiednio 585 °c dla spoiw al53mg37zn10 i mgal26zn1mn0,2. temperatury te zostały ustalone dla poszczególnych spoiw na podstawie wstępnych prób rozpoznawczych lutowania. próbki z zakrzepniętym lutem po ostudzeniu z piecem do temperatury ok. 400 °c wyjmowano z pieca i zanurzano w zimnej wodzie, stosując udar termiczny celem usunięcia korozjotwórczego żużla potopnikowego. o ile w przypadku lutowania płomieniowego udało się uzyskać połączenia zakładkowe dla wszystkich wytypowanych spoiw, o tyle w przypadku lutowania piecowego uzyskano połączenia zakładkowe wyłącznie dla lutów mgal26zn1mn0,2 i al53mg37zn10. wyżej topliwe spoiwo mgal9zn3mn1 w temperaturze poniżej 605°c nie ulegało bowiem stopieniu, natomiast materiał podstawowy (stop az31b) już w tej temperaturze zapalał się i uniemożliwiał dalsze lutowanie. w przypadku lutów al53mg37zn10 i mgal26zn1mn0,2 uzyskano połączenia charakteryzujące się dobrą jakością. na rysunkach 5 i 6 przedstawiono wyniki przeprowadzonych jakościowych badań makroskopowych ich przekrojów poprzecznych. zaobserwować można prawidłowy wklęsły kształt menisku pachwinowej wypływki (zarówno z jednej, jak i drugiej strony rys. 6. makrostruktura połączenia zakładkowego stopu magnezu az31b wykonanego piecowo lutem magnezowym mgal26zn1mn0,2 i topnikiem fmag, traw. roztworem kwasu octowego fig. 6. macrostructure of magnesium alloy az31b overlap joint made by furnace brazing with magnesium filler metal type mgal26zn1mn0,2 and flux fmag, etch. acetic acid złączy) świadczący o dobrej zwilżalności materiału podstawowego przez lut. połączenia te nie wykazują istotnych wewnętrznych niezgodności lutowniczych. statyczna próba na ścinanie połączeń lutowanych w celu określenia właściwości mechanicznych połączeń zakładkowych stopu magnezu az31b, wykonanych płomieniowo wytypowanymi spoiwami (mgal9zn3mn1, mgal26zn1mn0,2 i al53mg37zn10), z zastosowaniem topnika fmag, przeprowadzono statyczne próby ich ścinania. badania wykonano na maszynie wytrzymałościowej firmy instron 4210. w celu zapewnienia osiowości obciążenia, eliminującego zginanie połączenia (połączenie zakładkowe jednostronne), zastosowano elementy korygujące osiowe zamocowanie próbek w uchwytach. w tablicy iv przedstawiono wyniki badań wytrzymałości na ścinanie złączy zakładkowych w ujęciu statystycznym. analizując wyniki statycznej próby ścinania połączeń lutowanych przedstawione w tablicy iv można stwierdzić, że najwyższą wytrzymałość (63 mpa) wykazały połączenia wykonane lutem al53mg37zn10. we wszystkich przypadkach zerwanie próbek wystąpiło w połączeniu lutowanym na granicy lutowiny z materiałem lutowanym. rodzaj spoiwa wytrzymałość na ścinanie rt, mpa wartość średnia 1) odchylenie standardowe mgal9zn3mn1 47,6 2,4 mgal26zn1mn0,2 57,2 5,7 al53mg37zn10 63,6 6,1 1) wynik średni z pięciu pomiarów tablica iv. wyniki badań wytrzymałości na ścinanie lutowanych złączy zakładkowych ze stopu az31b table iv. the results of the shear strength of lap brazed joints of alloy az31b 48 przegląd spawalnictwa vol. 86 12/2014 literatura [1] dobrzański l. a.: metaloznawstwo opisowe stopów metali nieżelaznych. wyd. politechniki śl., gliwice, 2008. [2] tokarski m.: metaloznawstwo metali i stopów nieżelaznych w zarysie. wyd. śląsk, 1985. [3] praca zbiorowa: poradnik inżyniera. spawalnictwo. t. 1 i 2. wnt warszawa, 2004/2005. [4] praca zbiorowa: brazing handbook. wyd. 5. aws, miami, florida, 2007. [5] schwartz m.: brazing. wyd. 2. asm international, materials park, ohio, 2003. [6] praca zbiorowa: spravočnik po pajkie. mašinostrojenie, moskva, 2003. [7] laško s.v., laško n.f.: pajka mettallov. mašinostrojenie. moskva,1988. [8] shapiro a. e.: brazing of magnesium alloy and magnesium matrix composites for automotive and aerospace application. http://www.ctia.com.cn/tungstennews/print.asp?articleid=22463. [9] shapiro a. e.: brazing of magnesium alloy and magnesium matrix composites. welding journal nr 10, 2005, s. 33-43. [10] luo a.a: .magnesium: current and potential automotive applications. jom, nr 2, 2002, s. 42-48. [11] bobzin k., lugscheider e., ernst f., jager d., schlegel a., rosing j.: a look at the development of magnesium – based filler metals. welding journal nr 3, 2008, s. 38-40. [12] watanabe t., komatsu s., oohara k.: development of flux and filler metal for brazing magnesium alloy az31b. welding journal nr 3, 2005, s. 37-40. [13] liu l., wu z.: microstructure and interfacial reactions of soldering magnesium alloy az31b. materials characterization 61, 2010, s. 13-18. [14] ma l., qiao p., long w., he d., li x.: interface characteristics and mechanical properties of the induction brazed joint of magnesium alloy az31b with al – based filler metal. materials and design 37, 2012, 465-469 s. [15] ma l., he d., li x., jiang j.: microstructure and mechanical properties of magnesium alloy az31b brazed joint using a zn-mg-al filler metal. j. mater. sci. technol., 26, 8, 2010, s. 743-746. [16] markova i.k., pietrunin i.e., grzimalski l.l.: isledovanie sposoba pajki magnievych splavov. svaročnoje proizvodstvo nr 3, 1974, s. 57-61. [17] majewski d.: badania nad topnikiem do twardego lutowania stopów magnezu. praca badawcza is nr gg-38/st-311, 2012. [18] majewski d., winiowski a.: lutowanie twarde stopów magnezu. praca badawcza is nr cc-55.2 /st-318.2, 3013. przeglad welding technology re iew miesięczne i roczne spisy treści oraz streszczenia artykułów opublikowanych w przeglądzie spawalnictwa są dostępne na stronie internetowej: www.pspaw.pl 7welding technology review vol. 91 2/2019 surface texture of inconel 718 after electrical discharge machining assisted with ultrasonic vibration of a tool electrode mgr inż. rafał nowicki, dr inż. rafał świercz, mgr inż. adrian kopytowski – warsaw university of technology, poland; dr inż. alena vagaská – university of west bohemia, czech republic corresponding author: rano@meil.pw.edu.pl introduction currently, successive development of materials engineering is observed, which offers new materials with unique properties. their rational implementation in industrial applications depends on the development of efficient methods of their machining. the aerospace industry, where these materials are used, constantly sets new, rigorous requirements on machining accuracy and quality of surface finish. elements manufactured for these industries are made of special, difficult to machine alloy and composite materials, which are characterized by very good mechanical and chemical properties at increased temperatures. effective machining of difficult to machine materials with satisfactory performance and surface finish is difficult, and in some cases almost impossible to achieve by traditional methods of machining. due to the above reasons, unconventional methods of machining are becoming increasingly popular in manufacturing processes, i.e. electrical discharge machining, which allows machining of materials regardless of their mechanical and physicochemical properties [1÷6]. rafał nowicki, rafał świercz, adrian kopytowski, alena vagaská in the electrical discharge machining material ,is removed from the workpiece as a result of electrical discharges between the tool electrode and the workpiece immersed in the liquid dielectric, which lead to melting of the material and its evaporation. as a result of the impact of thermal effects that lead to the loss of material, the shape of the working electrode gradually replicates on the workpiece [2,4]. the physics of removing material from the workpiece is completely different from other traditional machining methods, and its effects determine the functional properties of the surface layer. electrical discharge machining is mainly used to manufacture difficult to machine objects with complex geometrical shapes, e.g. injection molds, forging dies, as well as parts used in the aerospace and nuclear industries [7÷9]. in order to improve the technological indicators of manufacturing processes, new varieties of hybrid electrical discharge machining are developing, which rely on the simulta neous interaction of various mechanisms or sources of energy. one of their variations is the electrical discharge machining keywords: edm+us; ultrasounds; inconel 718; surface roughness doi: http://dx.doi.org/10.26628/wtr.v91i2.1021 abstract inconel 718 is one of the modern materials widely used in the aviation and space industry, due to their excellent mechanical and chemical properties at elevated temperatures. these parts work in difficult conditions and they are required to be characterized by good accuracy and high quality surface finish to ensure greater durability and fatigue strength. conventional machining of these materials is difficult and ineffective due to low thermal conductivity of the alloy. electrical discharge machining (edm) is often used to machine materials regardless of their mechanical and physical properties. in this process material is removed from the workpiece through series of electric discharges occurring in the sparking gap between a tool electrode and the workpiece. the physics of removing material from the workpiece is completely different from other traditional machining methods, and its effects determine the functional properties of the surface layer. the purpose of the experimental research was to investigate the influence of machining parameters on surface texture of inconel 718 after electrical discharge machining assisted with ultrasonic vibration of the tool electrode (edm+us). the study was carried out with a design experimental methodology. input parameters were discharged current i and pulse duration ton. roughness parameters sa, st, sz were designated for each machined surface. 8 welding technology review vol. 91 2/2019 assisted with ultrasonic vibration of the tool electrode or workpiece. ultrasonic waves directly affect the dielectric liquid causing additional cavitation bubbles, which effectively clean the sparking gap from the machining products [9÷13]. this phenomenon causes an increase in the number of plasma channels in the gap and an increase in the intensity of electrical discharges, which gives a measurable effect in the form of shortening the machining time. the condition of the surface layer of the workpiece will also have a different character, because the physics of phenomena occurring in the sparking gap during electrical discharge machning assisted with ultrasonic vibration is more complex than in the case of classical edm [14÷18]. aim of the research and the workpiece electrical discharge machining is mainly used to manufacture elements made of difficult to machine materials. in re cent years, there has been an increase in the use of high -temperature alloys in the aerospace, energy, and automotive industries. one of these materials is the nickel-chromium alloy inconel 718. the characteristic feature of this alloy is the maintenance of high strength properties at increased temperatures. it is also characterized by resistance to degradation in corrosive and oxidizing environments. the low thermal conductivity of nickel superalloys causes heat concentrations in the shear zone, which makes the conventional machining of inconel alloys very difficult and ineffective. the heat generated during machining usually changes the microstructure of the alloy and creates thermal stress that initiate the propagation of microcracks. inconel 718 is used on a large scale in the aviation industry, in particular in hot sections of gas turbine engines, such as: turbine blades, discs, nozzles, valves, shields, shafts, combustion chambers, etc. these elements work in very difficult conditions and carry heavy loads. these parts are required to be characterized by high accuracy and high quality surface finish to ensure greater durability and fatigue strength. the aim of the study was to analyze the impact of hybrid electrical discharge machining parameters assisted with ultrasonic vibration of the tool electrode on the surface texture of inconel 718. the parameters examined were the height roughness parameters: sa, st i sz. methodology of experimental research experimental studies on the impact of hybrid electrical discharge machining assisted with ultrasonic vibration on the condition of the top layer of inconel 718 were carried out on the form 2-lc znc machine from charmilles. the experiment was carried out using a copper tool electrode. the re search involved polished, rectangular samples made of inconel 718 with dimensions of 12 x 12 x 5 mm. the machining process was carried out with full immersion of the workpiece and the working electrode in the dielectric – kerosene oil. ultrasonic head with piezoelectric transducer, which generated ultrasonic vibrations of the tool electrode, was used in the research. the head was mounted in a specially designed and made holder in the spindle of the machine in such a way that its feed movements are coupled with the working movements of the machine. the head was powered by an ultrasonic generator ugm 1000 with a constant frequency f = 20 khz. the vibration amplitude was a = 20 μm. the ultrasound head consisted of an ultrasound transducer generating mechanical vibrations, which were then amplified by a vibration concentrator and by appropriately selected geometric dimensions of the sonotrode and the tip fixing the sonotrode (fig. 1). the working electrode was mounted at the end of the ultrasonic chain in the sonotrode. experiment was carried out according to orthogonal plan, which was five levels and two input factors on the basis of the analysis of technological tables of the generator characteristics of the machine for simple polarization and preliminary tests, the input parameters have been applied, which have the most important influence on the condition of the surface layer of the workpiece. the input parameters in the planned experiment were: – current intensity in the range of i = 1,7 ÷ 14 a, – pulse duration in the range of ton = 5 ÷ 150 μs. fig. 1. diagram of the electrical discharge machine assisted with ultrasonic vibration ultrasonic transducer vibrations sonotrode tool electrode workpiece dielectric pulse generator ultrasonic generator magnetic table dielectric tank concentrator the time interval (toff) between pulses was assumed as the duty cycle of the impulse at the level of σ = 0.7 according to the equation: σ=ton/(ton+toff)=0.7 (1) the discharge voltage in the sparking gap was uc = 50 v. the samples were machined on a depth of ap = 0.2 mm. kerosene oil was used as a dielectric. the test result parameters were: – parameter sa – average arithmetic deviation of the height of surface irregularities from the reference plane, – parameter st – the total height of the surface unevenness profile, – parameter sz – the largest height of the surface unevenness profile. surface topography measurements for each of the samples tested were performed using a high-quality taylor hobson form talysurf series 2 scanning profilometer with talymap expert surface analysis software. the surface of the sample with a cross section of 2 x 2 mm was measured with a 10 µm discretization step. the measurement was made using the continuous contact method using a contact sensor. analysis of the results table i presents the results of surface roughness measurements of samples made of inconel 718 after electrical discharge machining assisted with ultrasonic vibration together with given input parameters. 9welding technology review vol. 91 2/2019 fig. 2. surface texture after electrical discharge machining assisted with ultrasonic vibrations of the tool electrode for the parameters: uc = 50 v, i = 8 a, ton = 78 µs table i. results of surface roughness of inconel 718 after electrical discharge machining assisted with ultrasonic vibration the surface texture after electrical discharge machining assisted with ultrasonic vibration of the tool electrode is constituted by overlapping traces of individual electric discharges (fig. 2). the formation of traces of machining is stochastic. the randomness of the surface texture is related to the physics of material removal in the electrical discharge machining process and the uneven amount of electrical discharges on the entire surface of the tool electrode. during machining, thousands of electrical discharges occur in the sparking gap, which generate the isotropic surface texture characteristic of edm, resulting from overlapping craters from individual discharges. parameters of the geometric structure of the surface no. ton [μs] i [a] p [mw] sa [µm] st [µm] sz [µm] 1 10 2 0.1 3.22 34.8 30.8 2 10 13.5 0.675 7.15 69.2 62.9 3 145 2 0.1 1.53 22.3 14.3 4 145 13.5 0.675 13.4 122 97.8 5 5 8 0.4 6.57 56.9 46.3 6 150 8 0.4 7.02 65.4 58.9 7 78 1.7 0.085 1.35 18.5 15.4 8 78 14 0.7 11.1 95.4 82.3 9 78 8 0.4 7.45 68.7 60.3 10 78 8 0.4 7.39 66.4 58.7 fig. 3. visualization of the surface layer in photographic mode after electrical discharge machining assisted with ultrasonic vibration of the tool electrode for the parameters a) uc = 50 v, i = 1.7 a, ton = 78 µs, b) uc = 50 v, i = 14 a, ton = 78 µs a) b) ~20 μm ~200 μm the surface after electrical discharge machining assisted with ultrasonic vibration is covered with a collection of characteristic craters whose shapes are close to the spherical bowls. for the low energy of electrical discharges, the surface after treatment is less damaged, the craters are evenly distributed, which can be seen in figure 3, which show topographic maps of the outer surface layer after machining, photographed in the talymap expert program, together with the corresponding machining parameters. the crater diameter for low electric discharge is ~20 μm. for large discharges, the diameter of the craters is several times larger and amounts to ~200 μm. in addition, at high current and pulse duration, the craters have irregular shapes and are unevenly distributed in the warp. this is due to the intensive heating and melting of the workpiece as a result of the high intensity of the electric current. craters on the surface have different depths, which is caused by the effect of ultrasonic waves. during machining, ultrasonic vibrations directly affect the dielectric liquid, forcing oscillations in the sparking gap of the ions emitted from the surface of the anode and electrons emitted from the surface of the cathode. this phenomenon creates an additional electromagnetic force that squeezes the plasma channel, and thus increases the density of the current flowing through this channel, which melts and generates craters on the surfa ce with a smaller surface area and large depths. depending on the value of current and pulse time, significant differences in the morphological structure of the surface are noticeable (fig. 4). the results of the surface roughness measurements indicate that the main factor that influences 10 welding technology review vol. 91 2/2019 the value of the altitude parameter sa in the edm+us treatment is the intensity of the electric current. the increase of current and pulse time favors a more intensive eroding of the workpiece in a single impulse leading to the creation of a larger spatial surface roughness. at small current values, the increase of the pulse time does not significantly affect the decrease of the sa parameter (fig. 5a). this can be explained by the amount of thermal energy generated and delivered to the material during electrical discharge, which is responsible for melting and evaporating the material depending on the discharge current. the higher the value of the electric current, the higher the discharge energy. by reducing the pulse duration at high currents, less thermal energy will be delivered to the workpiece and consequently craters with smaller depths will be created. extending the pulse time leads to the generation of high roughness and deep craters. topography of the surface in this case is characterized by large distances between the vertices of irregularities. the st i sz parameters provide information on the stability of electrical discharges. if these parameters have similar values, it indicates homogeneous electrical discharges in the sparking gap and the entire surface after treatment is characterized by an even value of depressions and peaks of the vertices. if these parameters are several micrometers bigger, this indicates the occurrence of inhomogeneous electric discharges in certain areas and the formation of craters or vertices with much larger dimensions than the average value. analyzing table i with the values of st and sz parameters, it can be concluded that the share of random vertices and recesses is negligibly small, which indicates fig. 5. graph of surface roughness dependence on the process power: a) sa parameter, b) st and sz parameters fig. 4. surface texture after electrical discharge machining assisted with ultrasonic vibration of the tool electrode for the parameters: a) uc = 50 v, i = 14 a, ton = 78 µs, b) uc = 50 v, i = 1.7 a, ton = 78 µs the stability of electrical discharges in the process of edm assisted with ultrasonic vibrations. the high stability of the edm+us process is due to a more intensive rinsing of the sparking gap due to ultrasonic vibrations of the tool electrode, which accelerates the de-ionisation of the discharge channel and creates favorable conditions for re-ionisation. the largest difference in the values of st and sz parameters occurs in the fourth measurement point (i = 13.5 a and ton = 145 μs). in this case, a large amount of electric discharge energy was used and a short break time between impulses. at high electric currents, the short time between the pulses does not lead to complete deionization of the discharge channel. in this case, a liquid pool of molten material may be present on the work surface, which has not crystallized or evaporated. when the electric discharge cycle is re-initiated, there is a very high probability that the discharge will occur in the same place and will be replicated on the surface of the pool of liquid material. this leads to the destabilization of electrical discharges in the sparking gap and the generation of larger profile elevations or deep craters, which translates directly into an increase in the value of st and sz parameters. as in the case of the parameter sa, the main factor determining the value of parameters st and sz is the current intensity (fig. 5b). extending the pulse duration and current increases the diameter and power of the plasma channel, which results in an increase in the removal efficiency of the molten material. the energy of electric discharge is high, which favors the formation of deeper craters and higher peaks of unevenness, which affects the increase of st and sz height parameters. a) b) a) b)parameter sa sa [μ m ] st i sz [μ m ] power p [mw] power p [mw] parameters st i sz st power (st) power (sz)sz sa=14,861•p0,8744 r 2 =0,8915 st=120,13•p0,6819 r 2 =0,896 sz=106,38•p0,7331 r 2 =0,8802 11welding technology review vol. 91 2/2019 summary conducted experimental investigations of electrical discharge machining assisted with ultrasonic vibration of inconel 718 indicate that the greatest influence on the surface texture parameters is the intensity of electric current. the increase in the current increases the diameter and power of the plasma channel, which results in the melting of a larger volume of material during a single pulse and the formation of deep craters that generate high surface roughness. the surface topography after electric discharge machining is formed as a result of overlapping traces of individual electrical discharges and has a point isotropic character. the smallest surface roughness after edm + us treatment is obtained at low current intensity and long pulse duration. the number of random vertices and cavities of uneven surfaces after electrical discharge machining assisted with ultrasonic vibration is negligibly small, which indicates the stability of electrical discharges. the high stability of the edm + us process is due to the increased intensity of rinsing of the interelectrode gap due to ultrasonic vibrations of the tool electrode, which accelerates the de-ionisation of the discharge channel. the authors would like to thank the organizers of the conference of the scientific school of erosion machining organized under the patronage of the technology section of the committee on machine building of polish academy of sciences for the possibility of presenting partial results of research published in this article. references [1] r. nowicki, r. świercz, d. oniszczuk-świercz, l. dąbrowski, a. kopytowski, influence of machining parameters on surface texture and material removal rate of inconel 718 after electrical discharge machining assisted with ultrasonic vibration, aip conference proceedings, 2017, 020019 (2018). [2] d. oniszczuk-świercz, r. świercz, r. nowicki, a. kopytowski, l. dąbrowski, investigation of the influence of process parameters of wire electrical discharge machining using coated brass on the surface roughness of inconel 718, aip conference proceedings, 2017, 020020 (2018). [3] a. abdullah, r. mohammad, a. shabgard, t. mohammad, shervanyi-tabar, effect of ultrasonic-assisted edm on the surface integrity of cemented tungsten carbide (wc-co), int. j. adv. manuf. technol. (2009), 268-280. [4] a. ruszaj, charakterystyka współczesnych procesów wytwarzania elementów maszyn i narzędzi, the world of machine tools & tools (2014), vol. 9 (9-10), 23-29. [5] a. ruszaj, s. skoczypiec, obróbka elektroerozyjno-ścierna – wybrane zagadnienia, mechanik (2015) nr 3, 210-215. [6] m. r. shabgard, b. sadizadeh, h. kakoulvand, the effect of ultrasonic vibration of workpiece in electrical discharge machining of aisih13 tool steel, world academy of science, engineering and technology (2009), 28. [7] c. praneetpongrung, y. fukuzawa, s. nagasawa, k. yamashita, effects of the edm combined ultrasonic vibration on the machining properties of si3n4, materials transactions (2010), vol. 51 (11), 2113-2120. [8] g. prihandana, m. mahardika, m. hamdi, k. mitsui, effect of low-frequency vibration on workpiece in edm processes, journal of mechanical science and technology (2011), 25 (5), 1231-1234. [9] j. jakubowski, m. bober, t. rudaś, struktura złączy lutospawanych metodą cmt stali ocynkowanej ogniowo, welding technology review (2013), vol. 85 (9), 45-49. [10] a. singh, s. kumar, v. singh, electrical discharge machining of superalloys, a review. ijrmet (2013) vol. 3 (2). [11] r. świercz, d. oniszczuk-świercz, l. dabrowski, electrical discharge machining of difficult to cut materials, archive of mechanical engineering (2018), 65, 461-476, https://doi.org/10.24425/ame.2018.125437. [12] i. dul, j. senkara, m. bober, j. jakubowski, wpływ wysokotemperaturowego wygrzewania próżniowego na lutowność inconelu 718 lutem palnicro 36, welding technology review (2013), vol. 85 (9), 15-19. [13] t. chmielewski, p. siwek, m. chmielewski, a. piątkowska, a. grabias, d. golański, structure and selected properties of arc sprayed coatings containing in-situ fabricated fe-al intermetallic phases, metals (2018), 8, 1059, https://doi.org/10.3390/met8121059. [14] k. rokosz, t. hryniewicz, d. matýsek, et al. sem, eds and xps analysis of the coatings obtained on titanium after plasma electrolytic oxidation in electrolytes containing copper nitrate, materials 9, 318, https://doi. org/10.3390/ma9050318. [15] s. spadło, p. młynarczyk, k. łakomiec, influence of the of electrical discharge alloying methods on the surface quality of carbon steel, int. j. adv. manuf. technol. (2017), 89, 1529-1534, https://doi.org/10.1007/ s00170-016-9168-1. [16] d. bańkowski, s. spadło, the aplication of vibro – abrasive machining for smoothing of castings, archives of foundry engineering (2017), 17, 169-173, https://doi.org/10.1515/afe-2017-0031. [17] s. spadło, w. depczyński, p. młynarczyk, selected properties of high velocity oxy liquid fuel (hvolf) – sprayed nanocrystalline wc-co infralloytm s7412 coatings modified by high energy electric pulse. metalurgija (2017), 56, 412-414. [18] b. skowrońska, j. szulc, t. chmielewski, d. golański, wybrane właściwości złączy spawanych stali s700 mc wykonanych metodą hybrydową plazma+mag, welding technology review (2017), vol. 89 (10), 104-111. © 2019 by the authors. submitted for possible open access publication under the terms and conditions of the creative commons attribution (cc by) license (http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/). 201212_pspaw.pdf 37przegląd spawalnictwa 12/2012 grzegorz rogalski wpływ niezgodności spawalniczych na właściwości mechaniczne złączy spawanych pod wodą metodą mokrą effect of welding imperfections on mechanical properties  of underwater wet welded joints dr inż. grzegorz rogalski – politechnika gdańska. streszczenie przedstawiono charakterystykę spawania pod wodą metodą mokrą elektrodami otulonymi. na podstawie badań eksperymentalnych oceniono wpływ niezgodności spawalniczych na właściwości mechaniczne wykonanych złączy. stwierdzono, że występujące niezgodności spawalnicze nie wpływają na szczelność wykonanych połączeń, ale pogarszają właściwości mechaniczne związane z próbą zginania. abstract the paper presents the characteristics of manual metal arc underwater wet welding. on the basis of experimental studies the effect of welding defects on mechanical properties of welded joints was estimated. it was found out that occurring of welding imperfections have no influence on leak tightness of welded joints but cause the decrease of mechanical properties associated with bending test. wstęp spawanie mokre elektrodami otulonymi pod wodą to jedna z najczęściej stosowanych metod, która wykorzystywana jest w remontach, regeneracji oraz naprawach elementów jednostek pływających, platform wiertniczych, elementów nabrzeży i innych konstrukcji znajdujących się pod wodą (rys. 1). cechą charakterystyczną spawania mokrego jest bezpośredni kontakt spawanych elementów, uchwytów spawalniczych, materiałów dodatkowych oraz w pewnych sytuacjach osprzętu z wodą. łuk elektryczny jest nieosłonięty, a cały proces spawania odbywa się przy ciśnieniu panującym na danej głębokości. poza podstawową zaletą, jaką jest prostota tej metody, spawanie mokre ma sporo wad. zaliczyć do nich należy [1÷5]: – wysoki poziom wodoru dyfundującego w stopiwie (duża ilość pary wodnej w obszarze jarzenia łuku), – duże prędkości stygnięcia złączy spawanych związane z szybkim odbieraniem ciepła przez wodę (rys. 2), rys. 1. spawanie mokre elektrodą otuloną, gdzie: 1 – para wodna, 2 – pęcherze gazowe, 3 – otulina, 4 – rdzeń, 5 – stapiana otulina, 6 – jeziorko ciekłego metalu, 7 – łuk elektryczny, 8 – materiał rodzimy, 9 – żużel, 10 – gazowe produkty stapiania otuliny [2] fig. 1. manual metal arc wet welding, where: 1 – steam, 2 – gas bubbles, 3 – covering of electrode, 4 – core, 5 – melted covering of electrode, 6 – weld pool, 7 – electric arc, 8 – parent material, 9 – slag, 10 – gas products [2] 38 przegląd spawalnictwa 12/2012 – dużą głębokość spawania, ze wzrostem której rośnie ciśnienie, prowadzi do niekorzystnych zmian zachodzących w łuku elektrycznym oraz w jeziorku spawalniczym, przy czym dodatkowo zwiększa się liczba odprysków, – ograniczoną widoczność w miejscu spawania wywołaną gazami oraz parami, co utrudnia pracę nurka-spawacza, – trudną manipulacją uchwytem elektrodowym, – ograniczenie zastosowania do głębokości ok. 50 m, – czasochłonne i kosztowne szkolenie nurków–spawaczy. złącza spawane wykonane w warunkach podwodnych muszą charakteryzować się założonym poziomem jakości. poziom ten może być określony przez zleceniodawcę lub odpowiednie normy przedmiotowe, np. aws d3.6m czy pn-en iso 5817, na które również może powoływać się zamawiający usługę. ze względu na charakterystykę spawania mokrego uzyskanie spoin bez niezgodności spawalniczych jest trudne. wymaga to uwzględnienia wielu czynników, np. głębokości spawania, warunków atmosferycznych, stanu powierzchni spawanych elementów, umiejętności nurka-spawacza, gatunku materiału podstawowego itp. pomimo że umiejętności nurków-spawaczy są weryfikowane przez ich certyfikowanie zgodnie z wymaganiami en iso 15618-1 [6] lub aws d3.6m, to prawdopodobieństwo występowania niezgodności spawalniczych jest stosunkowo wysokie. najczęściej mogą pojawić się: pęknięcia zimne, pęcherze gazowe, porowatość spoin, żużle, przyklejenia międzywarstwowe, braki przetopu. często prace spawalnicze pod wodą mają zapewnić tylko szczelność łączonych elementów, natomiast właściwości wytrzymałościowe nie są istotne. są jednak połączenia, które muszą jednocześnie spełniać kryteria szczelności i wytrzymałości. w takim przypadku osoby wykonujące prace spawalnicze muszą być wysoko wykwalifikowane oraz mieć duże doświadczenie w zakresie wykonywanych prac, a kadra inżynierska nadzorująca te prace musi wiedzieć, w jakim stopniu niezgodności spawalnicze obniżają właściwości wytrzymałościowe oraz wpływają na szczelność wykonanych połączeń. cel pracy celem pracy było określenie wpływu niezgodności spawalniczych na właściwości mechaniczne oraz szczelność złączy spawanych pod wodą metodą mokrą przy zastosowaniu spawania elektrodami otulonymi. badania własne osiągnięcie celu pracy wymagało opracowania planu badań, który obejmował: – założenia materiałowe (dobór gatunku stali). – ustalenie warunków realizacji eksperymentu. – ustalenie parametrów technologicznych spawania na podstawie wykonania złączy próbnych testowych. – wykonanie złączy próbnych przeznaczonych do dalszych badań. – badania wizualne (vt) wg pn-en iso 17637 [7]. – próba szczelności. – badania radiograficzne (rt) wg pn-en iso 1435 [8]. – badania makroskopowe wg pn-en 1321 [9]. – badania wytrzymałościowe: – próba zginania wg pn-en iso 5173 [10], – próba rozciągania wg pn-en iso 4136 [11]. warunki realizacji eksperymentu po analizie czynników związanych z procesem spawania pod wodą oraz stosowanych materiałów podstawowych założono następujące warunki realizacji eksperymentu: – metoda spawania: 111. – materiał podstawowy: stal s355j2g3. – grubość elementów: a) t = 10 mm, b) t = 12 mm. – głębokość spawania: a) 200 mm; b) 3000 mm. – rodzaj elektrody: a) en iso 2560: e 42 2 1 ni rr 51 (elektroda do spawania pod wodą: barracuda); b) en iso 2560-a: e 38 0 r 11 (elektroda do spawania na powietrzu: omnia 46). – pozycja spawania: pa. – rodzaj złącza oraz spoiny: doczołowe, spoina czołowa (bw). – temperatura wody: 13oc. – temperatura powietrza: 20oc. próbki wykonano na stanowisku do spawania pod wodą na małych głębokościach (do 1 m) w zakładzie inżynierii spajania pg oraz w akwenie wodnym. rys. 2. cykle cieplne spawania dla spawania pod wodą i na powietrzu elektrodą otuloną (mma/111), dla płyty o grubości 6 mm [2] fig. 2. thermal cycles of underwater and in the air welding with the mma method, thickness of the plate 6 mm [2] 39przegląd spawalnictwa 12/2012 charakterystyka materiału podstawowego w badaniach zastosowano niestopową stal konstrukcyjną s355j2g3 (wr. nr. 1.0570). jest to gatunek charakteryzujący się dobrą spawalnością. główne ryzyko podczas spawania to możliwość formowania się pęknięć zimnych, które rośnie wraz ze wzrostem grubości łączonych elementów. w tablicy i przedstawiono skład chemiczny oraz właściwości mechaniczne stali s355j2g3 użytej do badań. ustalenie parametrów technologicznych spawania i wykonania złączy próbnych w kolejnym etapie wykonano próby technologiczne spawania złączy testowych z uwzględnieniem wytypowanych zmiennych istotnych. ustalono warunki przygotowania złącza przed spawaniem oraz prądowe tablica i. właściwości mechaniczne oraz skład chemiczny stali s355j2g3 table i. mechanical properties and chemical composition of s355j2g3 steel zawartość składników, % wag. właściwości mechaniczne c si mn p s cr ni cu al ce re, mpa rm, mpa a5, % 0,17 0,35 1,44 0,014 0,014 0,04 0,077 0,3 0,02 0,44 464 577 22,1 tablica ii. parametry spawania próbki 10/111/pa elektrodą otuloną do spawania pod wodą barracuda (en iso 2560: e 42 2 1 ni rr 51) table ii. parameters of welding of specimen 10/111/pa with barracuda electrode (en iso 2560: e 42 2 1 ni rr 51) kształt połączenia kolejność spawania ścieg proces wymiar spoiwa, mm natężenie prądu spawania, a napięcie łuku v rodzaj prądu / biegunowość prędkość podawania drutu, m/min długość ściegu / prędkość przesuwu * ilość wprowadzonego ciepła*, kj/mm 1÷2 111 4,0 204÷208 27÷28 dc (+) na 200÷220 1,3÷1,4 t = 10,0 mm, kąt ustawienia uchwytu: 60÷85°, rodzaj ściegu: ściegi proste, głębokość spawania: 200 mm tablica iii. parametry spawania próbki 12/111/pa elektrodą otuloną do spawania na powietrzu omnia 46 (en iso 2560-a: e 38 0 r 11) table iii. parameters of welding of specimen 12/111/pa with omnia electrode (en iso 2560-a: e 38 0 r 11) kształt połączenia kolejność spawania ścieg proces wymiar spoiwa, mm natężenie prądu spawania, a napięcie łuku v rodzaj prądu / biegunowość prędkość podawania drutu, m/min długość ściegu / prędkość przesuwu * ilość wprowadzonego ciepła*, kj/mm 1÷4 111 4 178÷184 26÷27 dc (-) na 210÷230 1,0 ÷1,1 t = 12,0 mm, kąt ustawienia uchwytu: 60÷85°, rodzaj ściegu: ściegi proste, głębokość spawania: 3000 mm parametry spawania. na podstawie zapisów z prób opracowano instrukcje technologiczne spawania wps, które wykorzystano do spawania próbek. w tablicach ii i iii przedstawiono geometrię elementów przed spawaniem, kolejność spawania oraz zastosowane parametry spawania. wyniki badań i ich analiza badania wizualne badania wizualne przeprowadzono zgodnie z wymaganiami pn-en iso 17637 [7]. badaniu poddano 100% spoiny i swc. badania wykonano bezpośrednio przy użyciu standardowego oprzyrządowania. na ich podstawie stwierdzono występowanie niezgodności spawalniczych typu podtopienia lica, niepełne wypełnienia rowka spawalniczego, rozpryski, nawis. na rysunkach 3 i 4 przedstawiono złącza próbne z zaznaczonymi niezgodnościami spawalniczymi. 40 przegląd spawalnictwa 12/2012 badania szczelności badania szczelności wykonane metodą podciśnieniową miały na celu wskazanie ewentualnych nieszczelności w złączach spawanych. badania wykonano przy użyciu testera szczelności profos (rys. 5). na rysunku 6 przedstawiono przykładowe złącze próbne podczas wykonywania badań. badania nie ujawniły nieszczelności złączy próbnych (brak pęcherzy gazowych podczas próby wokół spoin). wszystkie próbki zostały ocenione pozytywnie. rys. 3. złącze próbne 12/111/pa z zaznaczonymi niezgodnościami spawalniczymi [11] fig. 3. test specimen 12/111/pa with marked welding imperfections [11] rys. 4. złącze próbne 10/111/pa z zaznaczonymi niezgodnościami spawalniczymi [11] fig. 4. test specimen 10/111/pa with marked welding imperfections [11] rys. 5. stanowisko do badania szczelności złączy spawanych przy zastosowaniu komory kołowej fig. 5. stand for the investigation of leak tightness of welding joints with the use of the circular chamber rys. 7. radiogram złącza spawanego 12/111/pa, widoczne niezgodności spawalnicze typu żużle lub brak przetopu na całej długości próbki (wskazane strzałkami) [11] fig. 7. the x-rays pattern of specimen 12/111/pa, visible welding imperfections: slags or lack of penetration on the whole length of the specimen (indicated by the arrows) [11] rys. 6. próbka 12/111/pa podczas wykonywania badania szczelności fig. 6. view of the specimen 12/111/pa during executing the investigation of leak tightness badania radiograficzne złącza spawane poddano badaniom radiograficznym w celu ujawnienia niezgodności spawalniczych, których identyfikacja jest niemożliwa przy zastosowaniu metod do badań powierzchniowych. badania radiograficzne (rt) przeprowadzono zgodnie z pn-en iso 1435. na rysunkach 7 i 8 przedstawiono radiogramy złączy spawanych. badania radiograficzne wykazały występowanie niezgodności spawalniczych takich jak brak przetopu oraz żużle. tego rodzaju nieciągłości są bardzo rys. 8. radiogram złącza spawanego 10/111/pa, widoczna niezgodność spawalnicza typu brak przetopu (wskazana strzałkami). występuje na całej długości próbki [11] fig. 8. the x-rays pattern of specimen 10/111/pa, visible welding imperfections: lack of penetration on the whole length of the specimen (indicated by the arrows) [11] 41przegląd spawalnictwa 12/2012 rys. 9. zgład metalograficzny próbki 12/111/pa, widoczna niezgodność spawalnicza typu żużel oraz brak wypełnienia rowka spawalniczego fig. 9. cross section of specimen 12/111/pa, visible welding imperfections: slag and incompletely filled groove niebezpieczne dla nośności konstrukcji, w której mogą występować. do najczęstszych przyczyn ich powstawania zalicza się: brak odpowiednich umiejętności nurka-spawacza, brak lub niedokładne czyszczenie po wykonaniu poszczególnych ściegów, nieodpowiednie parametry i technika spawania. w przypadku spawania elementów odpowiedzialnych złącza o takim nasileniu niezgodności są niedopuszczalne. badania makroskopowe próbki do badań makroskopowych zostały przygotowane zgodnie z normą pn-en 1321. wycięto je piłą taśmową, a następnie przygotowano do badań przez szlifowanie i polerowanie powierzchni zgładu oraz trawienie nitalem. na rysunkach 9 i 10 przedstawiono zgłady metalograficzne wykonanych złączy próbnych. badania makroskopowe potwierdziły wyniki badań radiograficznych. stwierdzono występowanie niezgodności spawalniczych typu brak przetopu oraz występowanie żużli. przyczyną formowania się pierwszej nieciągłości w warunkach spawania pod wodą mogą być nieodpowiednie parametry spawania, ale w tym przypadku powstały one na skutek nieodpowiedniego ustawienia elektrody względem rowka spawalniczego (nieodpowiedni kąt pochylenia elektrody). ta niezgodność pojawiła się w próbce 10/111/pa spawanej na głębokości 200 mm. rys. 10. zgład metalograficzny próbki 10/111/pa, widoczna niezgodność spawalnicza typu żużel oraz brak przetopu fig. 10. cross section of specimen 12/111/pa, visible welding imperfections: slag and lack of penetration żużle występują w bardzo dużym nasileniu w złączu spawanym na głębokości 3000 mm. przyczyną ich powstania było niedostateczne czyszczenie, związane w tym przypadku ze słabą widocznością w akwenie oraz zbyt małym kątem ukosowania rowka spawalniczego. próba rozciągania w celu przeprowadzenia próby rozciągania ze złączy próbnych pobrano próbki o wymiarach zgodnych z zaleceniami normy pn-en iso 4136 [10]. próbki do próby rozciągania poprzecznego przedstawiono na rysunku 11. uzyskane wyniki badań podano w tablicy iv. badania wykazały, że zrywanie próbek w każdym przypadku przebiega w materiale spoiny. jest to skutkiem występowania niezgodności spawalniczych. główne znaczenie mają tutaj: niepełne wypełnienie rowka spawalniczego, które determinuje powstawanie karbu, braki przetopu oraz żużle zmniejszające przekrój nośny w miejscu występowania niezgodności. należy jednak zaznaczyć, że uzyskane wartości wytrzymałości na rozciąganie rm dla czterech próbek mieszczą się w granicach ustalonych normą dla stali s355j2g3 (480 ≤ rm ≤ 630 mpa). tylko próbka 10/111/pa-0 charakteryzuje się niższą wartością rm w odniesieniu do wymagań normy (399,2 mpa). niezgodności występujące na całej długości złączy próbnych pozwoliły na uzyskanie wartości rm mieszczących się w ramach normy materiałowej. elementy konstrukcji spawane pod wodą i poddane oddziaływaniu wyłącznie naprężeń rozciągających mogą być eksploatowane. jednak w takim przypadku zaleca się stosowanie monitoringu stanu naprężeń, aby uniknąć ewentualnych awarii skutkujących np. skażeniem środowiska. rys. 11. próbki przygotowane do próby rozciągania poprzecznego złączy spawanych pod wodą fig. 11. the view of underwater welded specimens prepared for the test of the transverse tension 42 przegląd spawalnictwa 12/2012 na rysunku 12 przedstawiono wybrane przełomy próbek po badaniach wytrzymałościowych. analizując przedstawione przełomy badanych próbek można zauważyć, że mają one charakter kruchy. przyczyną takiego stanu powierzchni są zmiany strukturalne zachodzące podczas spawania pod wodą. spowodowane jest to zwiększonymi prędkościami stygnięcia (krótszymi czasami stygnięcia w zakresie temperatury 800÷500oc – t8/5) charakterystycznymi dla spawania mokrego elektrodami otulonymi. dodatkowo przełomy ujawniły niezgodności wykryte podczas badań radiograficznych oraz makroskopowych. tablica iv. wyniki badań złączy próbnych 12/111/pa oraz 10/111/pa z próby rozciągania table iv. results of tension test of welded specimens 12/111/pa and 10/111/pa oznaczenie próbki pole przekroju poprzecznego sₒ, mm² wartość siły maksymalnej fm, n wytrzymałość na rozciąganie rm, mpa miejsce zerwania wynik badania 10/111/pa 0 250 99 800 399,2 spoina negatywny 10/111/pa 8 250 122 000 488,0 spoina negatywny 10/111/pa 9 250 148 800 595,2 spoina negatywny 12/111/pa 16 300 150 000 500,0 spoina negatywny 12/111/pa 17 300 153 000 543,0 spoina negatywny rys. 12. przełomy próbek po próbie rozciągania złączy spawanych: a) widoczny żużel na całej szerokości próbki; b) widoczny brak przetopu (ostre krawędzie) fig. 12. the view of the fractures of specimens after the tension test: a) visible slags on the whole width of the specimen; b) visible lacks of penetration (sharp edges) tablica v. wyniki badań złączy próbnych spawanych pod wodą po próbie zginania table v. results of the bend tests of specimens welded underwater oznaczenie próbki rodzaj próby wymiary próbki grubość x szerokość, mm średnica trzpienia d, mm odległość pomiędzy rolkami, mm kąt gięcia, o wynik próby 4 fbb 10 × 20 25 50 42 negatywny 5 fbb 10 × 20 25 50 44 negatywny 3 fbb 10 × 20 36 60 84 negatywny 7 rbb 10 × 20 36 60 73 negatywny 9 rbb 10 × 20 36 60 47 negatywny 11 fbb 12 × 20 25 55 56 negatywny 12 fbb 12 × 20 25 55 66 negatywny 13 rbb 12 × 20 25 55 59 negatywny 14 rbb 12 × 20 25 55 44 negatywny 15 rbb 12 × 20 25 55 54 negatywny fbb – zginanie z rozciąganiem od strony lica, rbb – zginanie z rozciąganiem od strony grani, próbki 4÷9 – złącze próbne 10/111/pa, próbki 11÷15 – złącze próbne 12/111/pa próba zginania próbę zginania wykonano zgodnie z pn-en iso 5173 [9]. jest to badanie, które w prosty sposób weryfikuje jakość wykonanych złączy spawanych, która wynika z umiejętności nurków-spawaczy, zaprojektowanej technologii spawania (kształtu rowka spawalniczego, parametrów spawania itp.), właściwości materiałów podstawowych i dodatkowych do spawania, itp. założono, że kryterium akceptacji będzie kąt gięcia nie mniejszy niż 180o, opierając się na wytycznych pn-en iso 15614-1. wykonano badania z rozciąganiem lica (fbb) oraz grani (rbb). w tablicy v przedstawiono wyniki otrzymanych badań. na podstawie przeprowadzonej próby można zauważyć, że żadna z wykonanych próbek nie spełnia złożonego kryterium akceptacji (kąta gięcia 180°). największy kat gięcia, jaki uzyskano, to 84o dla próbki 3. na takie wyniki wpłynęły występujące niezgodności spawalnicze, tzn. braki przetopu oraz żużle. można założyć, że złącza z takimi rodza-jami niezgodności poddane naprężeniom gnącym doprowadzą do awarii bądź zniszczenia konstrukcji. zidentyfikowane niezgodności muszą być usunięte,a połączenia wykonane ponownie oraz poddane badaniom nieniszczącym w celu weryfikacji jakości ich wykonania. a) b) ↑ ↑ 43przegląd spawalnictwa 12/2012 podsumowanie wykonane badania nieniszczące oraz niszczące umożliwiły określenie rodzaju niezgodności spawalniczych i ich wpływu na szczelność oraz właściwości wytrzymałościowe złączy spawanych wykonanych pod wodą. na podstawie badań wizualnych (vt), radiograficznych (rt) oraz makroskopowych stwierdzono występowanie niezgodności spawalniczych, które mogą wpływać na obniżenie właściwości mechanicznych. zidentyfikowane niezgodności w złączach próbnych nie wpłynęły na ich szczelność. każda z wykonanych próbek uzyskała wynik pozytywny w próbie szczelności. próba rozciągania złączy spawanych w przypadku czterech próbek wykazała, że otrzymane wartości rm mieszczą się w ramach ustalonych normą przedmiotową (480 ≤ rm ≤ 630 mpa) (tabl. iv). jedna z próbek nie osiągnęła wymaganego poziomu akceptacji dla rm (10/111/ pa 0; rm = 399,2 mpa). niezgodności typu brak przetopu, żużle oraz niepełne wypełnienie rowka spawalniczego w tym przypadku nie spowodowały znacznego spadku wartości rm w stosunku do wymagań normy dla wartości maksymalnej. wszystkie próbki zostały ocenione negatywnie ze względu na miejsce zerwania, które zlokalizowano w spoinie. świadczyć to może w tym przypadku o zbyt krótkim czasie stygnięcia t8/5, co doprowadziło do uformowania się kruchych struktur, o czym świadczą przełomy literatura [1] christensen n.: the metallurgy of underwater welding. proceedings of the international conference „underwater welding”, trondheim, norway 1983. [2] lesiński k.j.: metalurgiczne aspekty spawania pod wodą. materiały konferencji naukowo-technicznej „problemy cięcia i spawania pod wodą”, itmmis, gdańsk 1985. [3] hobler t.: ruch ciepła i wymienniki. wnt, warszawa 1979. [4] staniszewski b.: wymiana ciepła. podstawy teoretyczne. pwn, warszawa 1963. [5] wiśniewski s.: wymiana ciepła. pwn, warszawa 1979. [6] rogalski g., łabanowski j.: certyfikowanie nurków-spawaczy przy spawaniu mokrym pod wodą w warunkach hiperbarycznych. biuletyn instytutu spawalnictwa nr 1/2011. badanych próbek. można jednak przypuszczać, że w przypadku występowania wyłącznie naprężeń rozciągających, konstrukcja z tego rodzaju niezgodnościami mogłaby pracować bezawaryjnie. wtedy należałoby jednak zastosować monitorowanie stanu naprężeń w danym węźle konstrukcyjnym. w przypadku naprężeń związanych ze zginaniem tego rodzaju niezgodności doprowadzą do utraty stateczności ustroju i jego zniszczenia. otrzymane kąty gięcia z próby zginania są poniżej ustalonego kryterium, czyli 180o. mieszczą się w przedziale 42÷84o. są to wartości dużo poniżej dopuszczalnego kryterium. ważnym aspektem w takim przypadku wydaje się możliwość wykonywania badań nieniszczących, np. badań ultradźwiękowych (ut) czy radiograficznych (rt), umożliwiających identyfikację różnego typu niezgodności. pozwala to określić jakość wykonanych złączy w stopniu umożliwiającym ocenę stanu konstrukcji pod względem możliwości eksploatacyjnych (nośności). w celu wyeliminowania wykrytych niezgodności należy zmienić niektóre elementy technologiczne związane z procesem spawania, np. kąt ukosowania rowka spawalniczego, średnicę elektrody, parametry spawania, liczbę ściegów oraz technikę czyszczenia poszczególnych warstw. w kolejnych badaniach należy uwzględnić wymienione elementy. [7] pn-en iso 17637: spawalnictwo. badania nieniszczące złączy spawanych. badania wizualne. [8] pn-en iso 1435: badania nieniszczące złączy spawanych. badania radiograficzne złączy spawanych. [9] pn-en iso 5173: badania niszczące spoin w materiałach metalowych. badanie na zginanie. [10] pn-en iso 4136: badania niszczące złączy spawanych metali. próba rozciągania próbek. [11] birosz b.: badanie właściwości złączy spawanych pod wodą metodą mokrą. praca dyplomowa stopnia magisterskiego realizowana pod kierunkiem dr. inż. grzegorza rogalskiego. politechnika gdańska, gdańsk 2012. przeglad welding tec nology re iew www.pspaw.ps.pl 201312_pspaw_25gt.pdf 70 przegląd spawalnictwa 12/2013 wiesława głodkowska janusz kobaka ocena przydatności metod ultradźwiękowej i indukcji elektromagnetycznej do identyfikacji właściwości fibropiaskobetonu usefulness assessment of ultrasound  and electromagnetic induction methods   for the identification of steel fibre reinforced  fine aggregate concrete properties r hab. inż. iesława łodkowska, prof. pk, mgr inż. an sz kobaka – politechnika koszalińska. abstract in the article the usefulness of two methods for the determination of fine aggregate steel fibre reinforced concrete properties was assessed. the regression equations were formulated. the equations were describing the properties of such composite depending on the speed of the ultrasound wave propagation and intensity of induced in steel fibres electric current. the equations were verified in practice by testing composite made under industrial conditions. the compatibility of the results obtained experimentally and analytically was satisfactory. streszczenie w artykule dokonano oceny przydatności metod nieniszczących, ultradźwiękowej oraz indukcji elektromagnetycznej, do określania właściwości fibropiaskobetonu. sformułowano równania regresji opisujące właściwości takiego kompozytu w zależności od prędkości propagacji fali ultradźwiękowej oraz natężenia indukowanego prądu w zbrojeniu rozproszonym. równania poddano weryfikacji praktycznej przeprowadzając badania kompozytu wykonanego w warunkach przemysłowych. uzyskano zadowalającą zgodność wyników otrzymanych na drodze eksperymentalnej i analitycznej. ce i znaczenie badań fibropiaskobetony z uwagi na zadowalające właściwości mechaniczno-fizyczne znajdują coraz szersze zastosowanie w przemyśle budowlanym. stosowane są między innymi do wytwarzania konstrukcyjnych elementów cienkościennych, cienkich płyt okładzin budynków, posadzek przemysłowych, elementów cienkich powłok, przekryć budynków, do budowy nawierzchni mostów, tuneli, wzmacniania wyrobisk kopalnianych, wreszcie do wznoszenia obiektów obciążonych dynamiczne [1]. przy tak szerokim spektrum zastosowań fibropiaskobetonu odczuwa się brak szybkiej, bezinwazyjnej i skutecznej metody oceny jego właściwości po wbudowaniu w konstrukcję. ponadto stosowane metody oceny właściwości fibropiaskobetonu na normatywwych próbkach nie pozwalają na dokładną ocenę rozkładu wartości jego cech w elementach i konstrukcji. celem badań doświadczalnych i analiz teoretycznych była więc ocena przydatności dwóch metod nieniszczących, ultradźwiękowej i indukcji elektromagnetycznej, do identyfikacji podstawowych właściwości 71przegląd spawalnictwa 12/2013 kompozytu drobnokruszywowego o różnej zawartości włókien stalowych oraz wskazanie sposobu określania właściwości takiego kompozytu w konstrukcji. ateriały i e ementy pr bne do wykonania elementów próbnych zastosowano piasek pochodzenia polodowcowego pozyskany po procesie hydroklasyfikacji z regionu pomorza zachodniego [2], cement portlandzki cem ii/a-v 42,5r, pył krzemionkowy oraz superplastyfikator zawierający pucolanę. zbrojenie rozproszone stanowiły włókna stalowe o kształcie haczykowatym i smukłości λ = l/d =62,5 (l = 50 mm, d = 0,8 mm). skład matrycy zmodyfikowano przez zastosowanie dodatku pyłów krzemionkowych oraz superplastyfikatora pozwalającego na uzyskanie stosunku w/c=0,38. jako zmienną składową kompozytu przyjęto zawartość włókien stalowych (vf), które dozowano co 0,5% w stosunku do objętości kompozytu, do 2,5%. włókna w mieszance kompozytu rozmieszczone były w sposób przypadkowy. badania wytrzymałości na ściskanie (fc,cube), gęstości pozornej (ρ) oraz dynamicznego modułu sprężystości (ed) kompozytu drobnokruszywowego wykonano na próbkach sześciennych o boku 150 mm. skurcz utwardzania (εs) oznaczano na belkach o wymiarach 100x100x400 mm. odporność na ścieranie (s) kompozytu zbadano na próbkach sześciennych o boku 71 mm. liczbę próbek, niezbędną do określenia średniej wartości statystycznej badanej cechy, wyznaczono na podstawie statystycznej analizy wyników badań wstępnych za pomocą rozkładu t-studenta przy tolerancji v = 10% i poziomie istotności α = 0,10. etodyka badań wytrzymałość fc,cube określono wg pn-en 12390-3. gęstość pozorną ρ oznaczono zgodnie z zaleceniami pn-en 12390-7, a dynamiczny moduł sprężystości ed zdefiniowany został na podstawie analizy prędkości przebiegu fali ultradźwiękowej wg [3, 4]. odporność na ścieranie kompozytu s określono wg zasad przedstawionych w pn-84/b-04111. przebieg skurczu εs kompozytu w czasie t wyznaczono zgodnie z instrukcją itb 194 badania cech mechanicznych betonu na próbkach wykonanych w formach. badania nieniszczące przeprowadzono dwoma metodami przy użyciu detektora zbrojenia femetr 2e2 oraz betonoskopu ultradźwiękowegoo częstotliwości pomiarowej 54 khz. pierwsza z metod oparta na indukcji elektromagnetycznej została użyta do oszacowania w badanym kompozycie zawartości zbrojenia rozproszonego oraz wyznaczenia zależności wybranych jego cech od natężenia indukowanego prądu i. drugą z metod zastosowano do określenia zależności cech kompozytu od prędkości fali ultradźwiękowej v [5÷7]. badania nieniszczące wykonano na próbkach przeznaczonych do badań doraźnych oraz reologicznych po ustabilizowaniu odkształceń wywołanych skurczem. yniki badań i ich ana iza badania nieniszczące, towarzyszące wszystkim niszczącym badaniom doraźnym, pozwoliły na określenie ich wzajemnych relacji. na rysunku 1 przedstawiono zależności wytrzymałości fc,cube, gęstości ρ, modułu ed i ścieralności s od natężenia prądu i. wytrzymałość fc,cube i gęstość ρ zwiększają się wraz ze wzrostem natężenia prądu indukcyjnego i, nie jest to jednak zależność prostoliniowa. dla dużych wartości natężenia prądu (i > 3 ma), co odpowiada zawartości zbrojenia rozproszonego vf > 1,5% w stosunku do objętości kompozytu, przyrost wytrzymałości fc,cube oraz gęstości ρ jest niewielki. wartość modułu ed rośnie wraz ze wzrostem natężenia prądu i, jednak powyżej wartości i = 2,9 ma, co odpowiada 1,5% zbrojenia rozproszonego, wartość modułu maleje (rys. 1c). spowodowane jest to napowietrzeniem mieszanki kompozytu w trakcie mieszania przez dużą zawartość włókien [1]. najmniejszą ścieralność kompozyt wykazuje przy natężeniu prądu i = 2,2 ma (rys. 1d). w przypadku skurczu εs wzrostowi wartości natężenia prądu i, co odpowiada zwiększającej się zawartości włókien w kompozycie, towarzyszy ograniczenie odkształceń wywołanych skurczem. funkcje opisujące zależność wytrzymałości fc,cubeod zawartości włókien vf w kompozycie oraz od natężenia prądu i (rys. 2 i 1a) mają podobny przebieg; wytrzymałość fc,cube wzrasta nieliniowo wraz z zawartością włókien vf i natężeniem prądu i. wynika stąd zależność, że zawartość włókien w kompozycie do vf = 1,5% wyraźnie wpływa na wzrost wytrzymałości fc,cube. powyżej tej zawartości włókien obserwuje się już nieznaczny przyrost wytrzymałości fc,cube kompozytu. ponadto zgodność przebiegu funkcji pokazanych na rysunku 1a i 2 świadczy o możliwości zastosowania metody indukcji elektromagnetycznej do oceny zawartości zbrojenia rozproszonego w kompozycie. podobną zależność uzyskano także dla pozostałych właściwości kompozytu. do opisu zależności wytrzymałości fc,cube , gęstości ρ, a także modułu ed od prędkości fali v użyto dwóch krzywych (rys. 3). w tych przypadkach analiza statystyczna wykazała, że wyniki badań nie należą do tej samej populacji. z rysunku 3 wynika, że wraz ze wzrostem zawartości włókien do 1,5% następuje znaczny przyrost wytrzymałości fc,cube, gęstości ρ, modułu ed kompozytu oraz wzrost prędkości fali v. powyżej 1,5% zawartości włókien w kompozycie obserwuje się już nieznaczny przyrost wytrzymałości 72 przegląd spawalnictwa 12/2013 rys. 1. zależność: a) wytrzymałości fc,cube, b) gęstości ρ, c) modułu ed, d) ścieralności s od natężenia prądu i ig. 1. dependency: a) strength fc,cube, b) the density ρ, c) the module ed, d) abrasion s from current i rys. 2. zależność wytrzymałości fc, cube badanego kompozytu od zawartości włókien vf ig. 2. the relationship strength fc, cube test of composite fiber content vf rys. 3. zależność: a) wytrzymałości fcube , b) gęstości ρ, c) modułu ed, d) ścieralności s badanego kompozytu od prędkości fali v ig. 3. dependency: a) strength fcube, b) a density ρ, c) the module ed, d) abrasion of the composite test s-wave velocity v a) b) c) d) a) b) d) d) 73przegląd spawalnictwa 12/2013 fc,cube i gęstości ρ oraz spadek wartości modułu ed przy zmniejszającej się prędkości fali v. stwierdzono ponadto, że ścieralność s kompozytu zmniejsza się wraz ze wzrostem prędkości fali v. mając zdefiniowane zależności wybranych cech kompozytu od parametrów badań nieniszczących (v i i) w wyniku analizy korelacyjnej wyznaczono równania regresji y (cecha kompozytu) względem x i z (natężenie prądu i oraz prędkość fali v) – por. rys. 4 i równania 1÷6. fc,cube= – 164,93 + 53,29 v e – 0,0493 v / (1.792 + l), r = 0,93 (1) ed = – 664,3 + 300,1v – 31,74v 2 + i(1,936 – 0.259 i), r = 0,98 (2) s = – 0,299 v + 0,07v 2 + 2,854 i – 0,0527 i 2, r = 0,77 (3) εs = 5,04( 1 – e –1,58 t 0.49 ) – 4,02 r = 0,97 (4) e –0,00412 i ρ = – 26.03 + 12.83 v – 1.45 v 2– 0.210 e –0.0603 i, r = 0,97 (5) rys. 5. zestawienie eksperymentalnych i obliczeniowych wartości: a) dynamicznego modułu sprężystości ed , b) wytrzymałości na ściskanie fcube fibropiaskobetonu ig. 5. summary of experimental and calculated values: a) the dynamic modulus of elasticity ed, b) the compressive strength fcube fibrosand-concrete rys. 4. przykładowe zależności: a) wytrzymałości fcube, b) modułu ed od prędkości fali v oraz natężenia prądu i ig. 4. sample based on: a) the strength fcube, b) module of ed velocity v and current i znając prędkość fali v i natężenie prądu i, z równań 1÷5 można określić podstawowe właściwości fibropiaskobetonu objętego badaniami. praktyczna weryfikacja dla przeprowadzenia weryfikacji układu równań (1÷5) wykonano w terenie trzy płyty fibropiaskobetonowe o różnej zawartości włókien stalowych: 0%, 1% i 2,5%. po ok. trzech latach przechowywania elementów próbnych w warunkach naturalnych poddano je badaniom nieniszczącym oraz niszczącym. na rysunku 5 zestawiono przykładowe wyniki badań cech fibropiaskobetonu. badania nieniszczące wykazały, że dla zawartości włókien stalowych: 0%, 1% i 2,5% średnie natężeni indukowanego prądu wyniosło odpowiednio: 0; 1,2 i 2,8 ma, natomiast średni czas przebiegu fali ultradźwiękowej: 4,48, 4,54 i 4,50 km/s. analiza uzyskanych wyników wykazała, że różnice między wartościami cech fibropiaskobetonu uzyskanymi z badań niszczących i obliczonymi dla odpowiednich wartości natężenia prądu i oraz prędkości fali v są statystycznie nieistotne i zawierają się w przedziale od 0,6% dla dynamicznego modułu sprężystości do 7,5% w przypadku odporności na ścieranie. na tej podstawie stwierdzono dobrą zgodność między eksperymentem a obliczeniami, co wskazuje na poprawność sformułowanych równań. 74 przegląd spawalnictwa 12/2013 pods mowanie 1. metoda indukcji elektromagnetycznej wraz z metodą opartą na prędkości propagacji fali ultradźwiękowej mogą być stosowane do identyfikacji cech drobnokruszywowego betonu zbrojonego włóknami stalowymi. 2. zaproponowane równania regresji umożliwią nieniszczącą identyfikację cech drobnokruszywowego betonu ze zbrojeniem rozproszonym. zależności te mogą być także przydatne do określenia cech innych materiałów podobnych do badanych pod względem składu mieszanki i rodzaju włókna. literat ra [1] b.r. maidl: steel fibre reinforced concrete; ernst & sohn, berlin 1995. [2] w. głodkowska, j. kobaka: zastosowanie piasków odpadowych do wykonywania posadzek przemysłowych; rocznik ochrony środowiska, 2009 (tom 11). [3] a. neville: właściwości betonu; polski cement, kraków 2000. [4] l. runkiewicz: badania konstrukcji żelbetowych. diagnostyka techniczna; biuro gamma, warszawa 2002. [5] j. hoła, k. schabowicz: nondestructive elastic-wave tests of posttensioned concrete girders in road bridge; 17th worldconference on nondestructive testing, e-journal of nondestructive testing & ultrasonics, vol. 13, nr. 11., shanghai 2008. [6] a. śliwiński: ultradźwięki i ich zastosowania; wnt, warszawa 2001. [7] v.m. malhorta, n.j. carino (editors): handbook on nondestructive testing of concrete; crc press, london, new york, washington dc 2004. ps 7 2015 www.pdf 15przegląd spawalnictwa vol. 87  7/2015 z historii cięcia termicznego history of thermal cutting dr inż. tomasz szulc – politechnika wrocławska. autor korespondencyjny/corresponding author: tomasz.szulc@pwr.edu.pl streszczenie cięcie termiczne jest jedną z najistotniejszych i najpowszechniej stosowanych technologii spawalniczych. jego rozwój postępował wraz z ewolucją technologii spawania, poczynając od przełomu xix i xx wieku. jako pierwsze zastosowano w praktyce cięcie płomieniowe przez spalanie metalu z użyciem tlenu, a jako gazy palne stosowano wodór i acetylen. inaczej niż technologie spawania, cięcie tlenowe niemal natychmiast zyskało uznanie i popularność. znacznie wolniej rozwijało się cięcie łukowe. dopiero zastosowanie cięcia łukowo-plazmowego doprowadziło do wzrostu praktycznego znaczenia tej grupy technologii. po relatywnie długim okresie doskonalenia urządzeń i technologii ogromną popularność zdobyło cięcie laserowe, które intensywnie rozwija się do dziś. słowa kluczowe: cięcie termiczne, cięcie tlenem, cięcie przez topienie abstract thermal cutting is one of most important and popular welding technologies. its development progressed in parallel to evolution of welding starting from last years of xix th century. the fuel gas cutting by burning of metal in oxygen was introduced first and hydrogen and acetylene were used as the fuel gases. different to pure welding the oxygen cutting was recognized very fast and became very popular. much slower was progress in arc cutting. only introduction of arc-plasma cutting has led to growth of practical role of this group of technologies. after relatively protracted period of polishing of equipment and technologies huge popularity was gained by laser cutting which still grows and develops very fast. keywords: thermal cutting, oxygen cutting, cutting by melting wstęp cięcie termiczne, inaczej niż spawanie, służy nie łączeniu, a dzieleniu materiałów. jest jednak zaliczane do technologii spawalniczych za sprawą podobieństwa zjawisk, procesów i technologii stosowanych w obu przypadkach. w odległej przeszłości cięcie metali nie stanowiło problemu, gdyż praktykowano je bardzo rzadko i wyłącznie w odniesieniu do materiałów o małej grubości. dominujące wówczas technologie przetwarzania metali: odlewanie i przeróbka plastyczna nie wymagały cięcia, a co najwyżej wykańczającej obróbki ściernej (szlifowania i polerowania). dopiero rewolucja przemysłowa, której istotną częścią był błyskawiczny wzrost produkcji żelaza i stali, umożliwiła rozpoczęcie produkcji wielkogabarytowych konstrukcji metalowych, a one z kolei wymagały zwykle zastosowania półproduktów, które przed użyciem trzeba było dopasować do założonych wymiarów, a to wymagało często ich cięcia. szybko okazało się, że stosowanie powszechnie znanych metod cięcia mechanicznego: z użyciem nożyc, gilotyn i pił ma liczne ograniczenia, związane z grubością materiału, geometrią cięcia i wydajnością procesu. na dodatek zużycie narzędzi tnących było bardzo szybkie, a dokładność cięcia pozostawiała wiele do życzenia. dlatego wszelkie wynalazki w dziedzinie cięcia metali były przyjmowane z dużą uwagą, a próby ich praktycznego zastosowania nierzadko wyprzedzały poszukiwania naukowych podstaw nowych procesów. tomasz szulc cięcie płomieniowe pierwsza, udokumentowana próba cięcia tlenem miała miejsce 24.12.1890 r. w hanowerze. użyto w niej palnika fletchera zasilanego gazem miejskim z domowej instalacji oświetleniowej oraz tlenem, zmagazynowanym pod ciśnieniem w trzech niewielkich butlach. celem było włamanie do tamtejszego banku krajowego (landesbank). próba skończyła się niepowodzeniem, gdyż tlenu starczyło tylko do przecięcia zewnętrznej płyty pancernej drzwi do sejfu. anonimowy włamywacz porzucił sprzęt, który został znaleziony przez pracowników banku dopiero po świętach [1]. kolejna, tym razem udana próba miała miejsce w 1901 r. w londynie, gdzie został w ten sposób otwarty sejf w banku pocztowym. i tu autor wynalazku pozostał anonimowy. rys. 1. palnik fletchera użyty do próby włamania i blacha wycięta za jego pomocą z sejfu w hanowerze w 1890 r. [1] fig. 1. the fletcher torch used for the robbery and a steel plate of the safe in hanover cut with it 16 przegląd spawalnictwa vol. 87 7/2015 w tym samym roku niemiecki chemik dr ernst menne wypróbował swoje urządzenie, służące do wypalania otworów w korkach spustowych wielkich pieców. menne był zatrudniony w oddziale wielkich pieców górniczej spółki akcyjnej cöln-müsener w creuztal. skonstruował prosty palnik z dwiema koncentrycznymi dyszami – wewnętrzna dostarczała tlen, zewnętrzna – acetylen. rozwiązanie zostało opatentowane w 1901 r. w niemieckim urzędzie patentowym [2]. nie było to wprawdzie urządzenie do cięcia w pełnym tego słowa znaczeniu, ale wykorzystywało zjawisko spalania metalu w tlenie. rys. 2. dr ernst menne – twórca pierwszego palnika do cięcia. [1] fig. 2. dr ernst menne – inventor of the first dedicated cutting torch pomysł menne rozwinął niemie cki konstruktor ernst wiss pracujący w fabryce chemicznej griesheim-elektron we frankfurcie nad menem i zajmujący się wcześniej z powodzeniem konstruowaniem urządzeń do spawania płomieniowego. opracował w 1903 r. pełnowartościowy palnik do cięcia tlenem z koncentryczną dyszą: centralną był podawany tlen, a zewn ętrzną, szczelinową – mieszanka acetylenowo-tlenowa. rok później odbyły się pierwsze prezentacje tego palnika połączone z cięciem stalowych blach o grubości do 20 mm [3]. w tym samym czasie swój palnik do cięcia przedstawił belg f. jottrand pracujący dla firmy deutsche oxhydric gmbh z düsseldorfu. miał on konstrukcję posobną, w której dysza tlenu tnącego znajdowała się za dyszą mieszanki podgrzewającej. w ten sposób palnik w mniejszym stopniu nadawał się do cięcia kształtowego, ale lepiej wykorzystywał ciepło płomienia acetylenowotlenowego. obie firmy wystąpiły do niemieckiego urzędu patentowego i uzyskały wspólny „patent uzupełniający” d.r.p. 143640, dotyczący metody „szybkiego usuwania, wiercenia, cięcia, demontażu i innych (metod obróbki) materiałów metalowych” [4]. w odróżnieniu od patentu menne zastrzeżono specyficzne cechy konstrukcji palników, w których była wykorzystywana mieszanka gazów tworząca płomień podgrzewający. jottrand opatentował swój palnik także w usa (patent us 866866, opublikowany we wrześniu 1907 r.). oba typy palników szybko zyskały dużą popularność, a ich możliwości potwierdziła spektakularna operacja demontażu mostu żelaznego na łabie w miejscowości barby zbudowanego w 1875r. w 1908 r. usunięcie centralnego przęsła o rozpiętości 24 m zajęło pięć dni, podczas gdy klasyczne jej roznitowanie miało zająć cztery tygodnie. podobną operację przeprowadzono z równie spektakularnym skutkiem rok później demontując most na renie w kolonii. firmy griesheim i deutsche oxhydric próbowały zmonopolizować rynek cięcia termicznego nie tylko sprzedając palniki, ale i zobowiązując kupujących do zaopatrywania się w gazy techniczne do ich zasilania wyłącznie w swoich sklepach. wysokie ceny urządzeń (podobno za pierwszy palnik wissa firma krupp zapłaciła w 1905 r. 10 000 marek w złocie!) i błyskawicznie rosnąca popularność metody skłoniła wiele mniejszych firm do produkcji własnych palników, które sprzedawano po ok. 300 marek. przeciwko naruszeniu praw patentowych konsekwentnie występowały obie firmy i w ciągu kilku lat liczba równocześnie toczących się spraw sądowych przekroczyła 500! nadzieją na legalne złamanie monopolu było wygaśnięcie patentu menne w maju 1916 r., ale sąd przedłużył jego ważność do 1921 r. [3] dopiero później produkcja palników podobnych do konstrukcji wissa i jottranda stała się legalna. w międzyczasie urządzenia systematycznie udoskonalano. wiss skonstruował w 1906 r. pierwszy palnik zaopatrzony w miniaturowy wózek z metalowymi kołami, który ułatwiał cięcie prostoliniowe, a przede wszystkim gwarantował stałą odległość między wylotem dyszy palnika, a materiałem, co jest warunkiem uzyskania krawędzi wysokiej jakości. w 1908 r. przeprowadzono pierwsze udane próby cięcia płomieniowego pod wodą [5]. w 1913 r. po raz pierwszy przecięto płytę stalową grubości metra [6]. w tym samym roku firma griessheim zaprezentowała pierwszą głowicę do cięcia termicznego, umieszczoną na napędzanym przez silnik elektryczny traktorze, który mógł poruszać się także po torach krzywoliniowych [7]. rys. 3. pierwszy palnik wissa z wózkiem prowadzącym 1906 r. [3] fig. 3. first wiss torch with the trolley 1906 rys. 4. stołowy palnik do cięcia po okręgu ok. 1910 r. [3] fig. 4. a table torch for circular cutting. about 1910 ogromne znaczenie miało cięcie elementów grubościennych podczas pierwszej wojny światowej, gdy gwałtownie rosło zapotrzebowanie na pancerze o coraz większej odporności, stosowane przede wszystkim do budowy wielkich okrętów wojennych. po wojnie cięcie termiczne okazało się natomiast niezastąpione podczas złomowania nadwyżek sprzętu wojskowego. najwięcej takich prac prowadzono w niemczech, które traktat wersalski zobowiązywał do zniszczenia wszelkiej ciężkiej broni. wtedy też po raz pierwszy na szerszą skalę cięto stale stopowe, głównie zawierające nikiel i mangan. rys. 5. palnik acetylenowo-tlenowy do cięcia ok. 1915 r. [8] fig. 5. oxygen-acetylene torch for cutting. about 1915 17przegląd spawalnictwa vol. 87  7/2015 rys. 6. palnik do przecinania szyn ok. 1915 r. [8] fig. 6. torch for rail cutting. about 1915 w 1922 r. w usa została skonstruowana lanca tlenowa, służąca do cięcia elementów grubościennych [3]. jej zasto-sowanie stało się powszechne po zakończeniu ii wojny światowej, gdy na masową skalę cięto złomowany sprzęt wojskowy oraz zniszczone konstrukcje metalowe w obiektach przemysłowych, tworzących infrastrukturę komunikacyjną (głównie zburzone mosty) oraz budowlaną. w odrodzonej rzeczypospolitej zwracano dużą uwagę na technologie spawalnicze. publikowano opracowania naukowe i poradniki spawalnicze, w których opisywano także urządzenia do cięcia termicznego z użyciem tlenu i acetylenu lub wodoru [8]. liderem w dziedzinie produkcji takich urządzeń, ale też i zdecydowanym propagatorem spawalnictwa były zakłady perun sp. akc., które produkowały różnorodne palniki do ręcznego cięcia stali o grubości do 600 mm (normus, rex-uniwersalny, normus-as), żeliwa (pyrokopt), obcinania nitów (pyrosekator), cięcia pod wodą, a także dostarczały importowane maszyny do automatycznego cięcia tlenem (np. pantotom b 33 i oxytom), gdyż „zastępowanie odlewów częściami wycinanemi zapomocą maszyn do cięcia i spawanemi, co jest charakterystyczną cechą współczesnych konstrukcji, już zapewnia maszynie do cięcia zastosowanie wprost olbrzymie” (pisownia oryginalna) [9]. kolejnym krokiem było wdrożenie w usa cięcia kształtowego z wykorzystaniem szablonów stalowych i poruszających się po ich krawędziach rolek magnetycznych sprzężonych mechanicznie z palnikami. pierwsze takie urządzenie skonstruował w 1921 r. leslie hancock, wykorzystując jako napęd rolki elektryczny silniczek z gramofonu. rys. 7. polski palnik perun normus-as [9] fig. 7. polish torch perun normus-as dopiero w 1939 r. pojawiły się, również w usa, palniki do cięcia, zasilane propanem-butanem, gdyż stwierdzono, że zapewnia on uzyskanie krawędzi cięcia o jeszcze wyższej jakości. co ciekawe, w polsce jeszcze 30 lat później nie zwracano w należyty sposób uwagi na zalety zastosowania tego gazu palnego do cięcia [10]. na początku lat 50. ub. wieku relatywnie drogie szablony stalowe zastąpiono specjalnymi szablonami papierowymi na kontrastowym podkładzie, których krawędzie były śledzone przez proste układy fotooptyczne. w 1944 r. po raz pierwszy zastosowano w usa cięcie tlenowo-proszkowe, w którym do obszaru cięcia, oprócz mieszanki acetylenowo-tlenowej i tlenu doprowadzano także strumień proszku żelaznego. ten ostatni, podgrzany przez płomień, spalał się w tlenie generując dodatkowe ciepło, które ułatwiało i przyspieszało proces cięcia. metodę zastosowano po raz pierwszy w celu przyspieszenia produkcji statków transportowych typu liberty i victory pełniących służbę konwojową na atlantyku i pacyfiku [11]. w ich przypadku stosowano nie tylko spawanie i cięcie termiczne, ale i budowę modułową, a poszczególne sekcje powstawały często w zakładach nie mających wcześniej nic wspólnego z przemysłem okrętowym. po wojnie stwierdzono, że dodatek proszku żelaznego umożliwia także cięcie stali o większej zawartości składników stopowych, niż dopuszczalna dla klasycznego cięcia tlenem. rys. 8. reklama palnika normus-as [9] fig. 8. dr ernst menne – inventor of the first dedicated cutting torch rys. 9. automat do cięcia wzorcowego oxytom z elektrooptycznym układem śledzenia rysunku. 1934 r. [9] fig. 9. oxytom machine for pattern cutting with electro-optical tracking of the drawing. 1934 18 przegląd spawalnictwa vol. 87 7/2015 rys. 10. a) palnik perun rex-uniwersalny, w prawej części rysunku końcówka do cięcia, wózek prowadzący i cyrkiel do cięcia [9], b) reklama palnika perun do cięcia żeliwa [9], c) reklama palnika perun do cięcia żeliwa [9] fig. 10. a) perun rex-uniwersalny torch. in the right part of the drawing – the cutting nozzle, trolley an compasses for cutting, b) advertisement of the perun made torch for cutting of cast iron, c) advertisement of the perun made torch for cutting of cast iron a) b) c) cięcie łukowe niemal równolegle z cięciem przez spalanie metalu w tlenie po jego wstępnym podgrzaniu za pomocą palnika eksperymentowano nad wykorzystaniem w tym celu łuku elektrycznego. pierwsze takie urządzenie opatentował w usa w 1900 r. inż. clyde coleman [12]. zastosował on elektrodę w postaci cienkościennej grafitowej rurki, przez którą do strefy cięcia podawano tlen. co ciekawe, tlen był tylko jednym z gazów, które autor patentu proponował stosować, jego pomysł dotyczył również podawania do strefy cięcia sproszkowanych ciał stałych (związków chemicznych), które miały przyspieszyć proces dzielenia materiału. jego pomysł nie zyskał dużej popularności z racji delikatności elektrody, a przede wszystkim szerokiej i nieregularnej szczeliny cięcia (najcieńsze elektrody miały średnicę 5 mm, szczelina była jeszcze co najmniej o 2 mm szersza, a proces prowadzono ręcznie). rys. 11. rysunek patentowy colemana dotyczący cięcia łukowego [12] fig. 11. coleman’s patent drawing concerning arc cutting oryginalny pomysł pojawił się w 1921 r. w polskiej publikacji [8]. chodziło o wykorzystanie do cięcia łukowej spawalniczej głowicy zerenera połączonej dyszą doprowadzającą tlen tnący. w tym czasie, a i później w polsce patenty, dotyczące cięcia łukowego były najwyraźniej zupełnie nieznane. nieco później próbowano wykorzystać do cięcia metalu wirujący dysk włączony w obwód elektryczny. łuk jarzył się między krawędzią dysku, a ciętym materiałem, a ciekły metal wyrzucała ze szczeliny siła odśrodkowa. był to pierwszy sposób cięcia termicznego, w którym metal nie był spalany, a jedynie topiony i usuwany mechanicznie (przez wydmuchiwanie). co ciekawe, taka metoda bywa stosowana do produkcji proszków metalicznych [13]. cięcie przez topienie stali i jej wydmuchiwanie ze szczeliny pod działaniem strumienia gazu praktykowano także stosując lite elektrody grafitowe wraz z uchwytami zaopatrzonymi w dyszę, do której dostarczano sprężone powietrze oraz elektrody grubootulone z otulinami celulozowymi lub specjalnymi (np. zawierającymi do 80% tlenku manganu). do dziś specjalne elektrody otulone są stosowane do żłobienia. w pierwszej połowie lat 50. ub. wieku zaczęto stosować do cięcia stali stopowych oraz metali nieżelaznych, głównie stopów aluminium, spawalnicze urządzenia łukowe gta i gma [14]. w pierwszym przypadku stosowano zwiększony przepływ mieszanki gazów ochronnych, w drugim – zwiększone ciśnienie gazu oraz niestopowy drut stalowy. cięcie strumieniem energii skoncentrowanej pierwsze urządzenie spawalnicze, wykorzystujące jako źródło ciepła łuk plazmowy było dziełem roberta m. gage i powstało w 1957 r. cztery lata wcześniej gage rozpoczął próby topienia tytanu łukiem elektrycznym w linde research laboratories (należących do union carbide) w nowym jorku [15]. już październiku 1955 r. po raz pierwszy użył łuku plazmowego do cięcia aluminium, a dwa lata później uzyskał patent, dotyczący łuku plazmowego [16]. w 1958 r. firma linde zaczęła propagować cięcie plazmowe stali nierdzewnej i przez 16 lat dzięki patentowi była praktycznie monopolistą w tej dziedzinie na zachodniej półkuli. w 1964 r. james browning z amerykańskiej firmy thermal dynamics corp. uzyskał patent [17] na urządzenie plazmowe o podwójnym przepływie (dual flow plasma arc), w którym gazem 19przegląd spawalnictwa vol. 87  7/2015 plazmotwórczym był azot, a gazem ochronnym/tnącym powietrze (przy cięciu stali niestopowej), co2 (dla stali stopowej) oraz argon (do cięcia aluminium). w 1965 r. pojawiły się informacje o zastosowaniu kurtyny wodnej dla strumienia plazmy, a trzy lata później richard couch z amerykańskiej firmy hypertherm inc. opatentował urządzenie z promieniowym wtryskiem wody do strumienia plazmy azotowej [18]. w 1980 r. rozpoczęto sprzedaż urządzeń, w których do cięcia wykorzystano plazmę powietrzną (pak-3 firmy thermal dynamics w usa i zip-cut firmy saf w europie), a trzy lata później pojawiło się pierwsze urządzenie do cięcia plazmą tlenową. w obu przypadkach elektrody wolframowe zastąpiono hafnowymi lub cyrkonowymi. rys. 12. operator z ręcznym palnikiem do cięcia plazmowego, ok. 1960 r. [24] fig. 12. the operator with hand-held plasma cutting device. about 1960 w polsce uważnie obserwowano rozwój spawalniczych technologii plazmowych [19], eksperymentowano i z powodzeniem konstruowano urządzenia plazmowe do cięcia, jednym z pierwszych był półautomat aca-500 [20], którego prototyp powstał w instytucie spawalnictwa w 1963 r. [21] wiązki elektronów użyto po raz pierwszy do topienia metalu już w 1905 r. i było to pierwsze w historii zastosowanie w tym celu energii skoncentrowanej – marcello v. pirani stopił w ten sposób tantal [22]. w 1939 r. grupa niemieckich uczonych zgłosiła patent, dotyczący perforowania wiązką cienkich folii metalowych w celu produkcji precyzyjnych filtrów [23]. kolejnym zastosowaniem było drążenie otworów, także w materiałach o bardzo wysokiej twardości [24], rys. 13. pierwsze cięcie laserowe stali grubości 1 mm. [26] fig. 13. world’s first laser cutting of the 1/25 inch thick steel plate a dopiero pod koniec lat 50. ub. wieku zaczęto stosować wiązkę elektronów do precyzyjnego cięcia kształtowego metali. spośród źródeł energii skoncentrowanej najpóźniej zaczęto stosować do cięcia wiązkę laserową. za autorów pomysłu stworzenia generatora koherentnej wiązki światła uchodzą ch. townes i a. schawlow pracujący w laboratoriach firmy bell telephone, z których pierwszy był jednym z twórców masera, za co otrzymał w 1964 r. nagrodę nobla. w 1957 r. za sprawą townesa tematem zainteresował się g. gould (schawlow był jego szwagrem), który wymyślił nazwę laser. townes i schawlow wystąpili o patent w 1958 r. townes – o rok później. pierwszy działający laser skonstruował jednak w maju 1960 r. kto inny – t. maiman pracujący w laboratoriach hughesa w malibu w usa. był to impulsowy laser rubinowy, ale jego moc była tak niska, że techniczne zastosowania okazały się bardzo ograniczone. w tym samym roku a. javan, w. bennet i d. herriot rozpoczęli prace nad laserem gazowym emitującym wiązkę ciągłą. w 1962 r. za pomocą wiązki laserowej wywiercono otwór w diamencie [25]. dopiero jednak skonstruowany przez c. kunara w 1964 r. laser co2 okazał się urządzeniem wystarczająco dużej mocy, aby zastosować go do cięcia metali [26]. nadzieje z tym związane były bardzo duże, czego pośrednim dowodem jest scena z filmu o agencie 007 pt. „goldfinger” z 1964 r., w której wiązka lasera przecina grubą złotą płytę. w rzeczywistości po raz pierwszy udało się przeciąć blachę stalową grubości 1 mm dopiero w 1967 r. dokonał tego p. houldcroft z the welding institute z cambridge (wlk. brytania) używając militarnego lasera co2 użyczonego przez services electronic research laboratory z harlow. laser miał moc 300 w, a jego ośrodek czynny mieścił się w cylindrze o długości 10 m (!). w opublikowanej wówczas informacji na temat sukcesu technologicznego podano, podobno przez pomyłkę, że grubość ciętych blach stalowych wynosiła nie 1/10 cala (co też byłoby nieprawdą), a 1 10 cali, czyli maksymalnie 254 mm [27]. pierwszą przemysłową maszyną do cięcia laserowego było jednoosiowe urządzenie wyprodukowane przez boc w 1970 r. kolejnym krokiem milowym w rozwoju cięcia laserowego było zastosowanie w 2008 r. przez firmę salvagini włóknowego lasera firmy ipg photonic do cięcia metali, włącznie z miedzią i mosiądzami. wykazano przy tym, że laser włóknowy o mocy 2 kw może z powodzeniem konkurować z laserem co2 o mocy 4 kw [28]. obecnie do cięcia coraz częściej stosuje się także lasery dyskowe [29]. 20 przegląd spawalnictwa vol. 87 7/2015 podsumowanie historia cięcia termicznego jest znacznie bardziej burzliwa, niż klasycznego spawania. powszechna akceptacja i błyskawiczne rozpowszechnienie płomieniowego cięcia tlenem znacznie wyprzedziło wzrost znaczenia technologii spawalniczych. inaczej, niż w przypadku spawania, zastosowanie jako źródła ciepła łuku elektrycznego okazało się dość trudne i nigdy nie stanowiło istotnej konkurencji dla metod płomieniowych. próby zastosowania do cięcia źródeł energii skoncentrowanej podjęto dopiero w drugiej połowie xx wieku, ich możliwości rosną stosunkowo powoli, a barierą w ich rozpowszechnieniu, inaczej niż w przypadku cięcia płomieniowego, jest wysoka cena aparatury oraz ograniczona grubość ciętych materiałów. możliwe do przewidzenia kierunki rozwoju cięcia termicznego, to dalszy wzrost precyzji cięcia tlenem dzięki zastosowaniu zaawansowanych metod sterowania i kontrolowania procesu oraz spadek kosztów cięcia laserowego dzięki zastosowaniu laserów nowych typów. literatura [1] beckert m.: aus der geschichte des autogenen brennschneidens. w: schweissen und schneiden 2001 nr 2. [2] menne e.: beseitigen von ofenansätzen und dergl. bei hochöfen und anderen öfen oder zum durchschmelzen hinderlicher metallmassen vermittels eines gebläses. deutsches reich patent d.r.p. 137588. berlin 1901. [3] bernsdorf g.: auf heissen spuren vom schmieden, loten und schweissen. veb fachbuchverlag. leipzig 1986. [4] verfahren und vorrichtungen zum schneiden von metallgegenstanden usw. unter anwendung eines lotrohrs und von sauerstoff. deutsches reich patent d.r.p. 216963. berlin 1905. [5] jansen h.: brennschneiden unter wasser. w: schweissen und schneiden 1962 nr 8. [6] schimpke p. die neueren schweissverfahren. springer-verlag. berlin heidelberg 1926. [7] bruenn e.: brennschneiden und trennen. veb verlag technik berlin 1954. [8] porębski e.: łączenie metali. zgrzewanie, stapianie, lutowanie i przecinanie. spółka wydawnictw technicznych. lwów 1921. [9] perun. kalendarz spawalniczy nr 5, warszawa 1935. [10] poradnik spawalniczy wyd.3. wnt warszawa 1970. [11] lipiński j.: druga wojna światowa na morzu. wyd. morskie, gdańsk 1976. [12] coleman c. electric metal-working apparatus. us patent office 650124a 1900. [13] frous f. (red.) poroskovaja metallurgia titanovych splavov. izd. metallurgia moskva 1985. [14] hull w.g.: use of gas-shielded arc processing for cutting of non-ferrous metals, w: welding and metal fabrication 1954 nr 5. [15] almqvist e.: history of industrial gases. kluver academic/plenum publishers. new york 2003. [16] gage r. arc torch and processes. us patent 2806124a 1957. [17] browning j. electric arc torch us patent 3139509a. 1964. [18] couch r., dean r. plasma arc torch having liquid laminar flow jet for arc constriction. us patent 3641308a 1972. [19] brzozowski w., mikoś m., reda j., wang r.: palniki plazmowe do cięcia metali. w: przegląd spawalnictwa 1963 nr 10. [20] czech j., ozaist j.: półautomat do cięcia plazmą typu aca-500. w: biuletyn informacyjny instytutu spawalnictwa 1964 nr 22. [21] szczeciński z.: kronika instytutu spawalnictwa z lat 1945-96. wyd. instytutu spawalnictwa gliwice 1998 [22] boehm s. der elektronenstrahl als werkzeug fuer die fuegentechnik. dvs berichte band 299. dvs media gmbh, duesseldorf 2014 [23] ardenne m. bodo v. device for producing filters. us patent 2267714a. 1941. [24] steigerwald k-h. drilling by electrons. us patent 2793281a. 1957. [25] mcneil i. (ed.) an encyclopaedia of the history of technology. routledge 2002. [26] lackner m. (ed.) lasers in chemistry vol.1. wiley vch verlag gmbh, weinhein 2008. [27] hilton p. in the begining… (the history of laser cutting). w: papers of 21st international congress of applications of lasers and electro-optics. scottsdale, arizona 2002. [28] hansson r. the rise of fiber laser cutting. w: biuletyn f-my salvagini 2011. [29] chrobak g. trudisk – nowoczesne lasery na ciele stałym do zastosowań spawalniczych. w: spajanie 2011 nr 2. ps 7 2016 www.pdf 25przegląd  spawalnictwa       vol. 88 7/2016 analiza wariantów metody wyznaczania   trwałości zmęczeniowej złączy spawanych   na podstawie naprężeń nominalnych analysis on nominal stress approach variants in lifetime estimation of welded joints dr inż. łukasz blacha – politechnika opolska. autor korespondencyjny/corresponding author: l.blacha@po.opole.pl streszczenie w artykule przedstawiono przegląd czterech wariantów metody naprężeń nominalnych stosowanej do wyznaczenia trwałości zmęczeniowej złączy spawanych. przegląd ten dotyczył wariantów znanych z zaleceń iiw, abs, jssc oraz z normy eurokod 3. przeprowadzona analiza skoncentrowana była na sposobie klasyfikacji złączy, charakterystykach zmęczeniowych oraz współczynnikach korekcyjnych trwałości. analiza została uzupełniona o wyniki obliczeń przeprowadzonych według opisywanych wariantów. słowa kluczowe: trwałość zmęczeniowa; metoda naprężeń nominalnych; analiza abstract the paper contains a review of four nominal stress approaches to fatigue analysis of welded joints. analysis was undertaken on the differences between recommendations by iiw, abs, jssc and eurocode 3 and was focused on classification of welded joints, formulation of s-n curves and fatigue strength correction factors. the analysis was backed-up by examples of fatigue life evaluation according to the different variants. keywords: fatigue life; nominal stress approach; analysis wstęp złącza spawane są istotnym elementem wielu konstrukcji, których trwałość często rzutuje na trwałość eksploatowanego obiektu [1÷4]. ze względu na niejednorodność mikrostrukturalną oraz geometrię złącza spawane narażone na oddziaływanie obciążeń zmiennych są szczególnie podatne na zniszczenie. dzieje się tak ze względu na sam proces spawania któremu towarzyszy znaczny gradient temperatury w ograniczonej objętości materiału, którego występowanie połączone jest z wprowadzeniem materiału wypełniającego. skutkiem takiego procesu jest koncentracja naprężeń będąca przyczyną obniżenia poziomu wytrzymałości oraz trwałości zmęczeniowej. problem wyznaczania trwałości zmęczeniowej złączy spawanych jest opracowywany od wielu lat. spośród różnych podejść do tej problematyki wyróżnić można grupę metod znajdujących szersze zastosowanie (zestawienie między innymi w [5,6]). do tej grupy zaliczyć można między innymi metodę naprężeń nominalnych [7÷10], będącą również najmniej skomplikowaną w zastosowaniu. jej zastosowanie jest preferowane, gdy analizowane złącze należy do sklasyfikowanych oraz gdy naprężenia te łatwo jest wyznaczyć. do kolejnych metod z tej grupy zaliczyć można metody napreżeń „geometrycznych”; do metod tych przynależy łukasz blacha między innymi metoda „punktu krytycznego” (ang. hot-spot) [7,11] jak również metoda promienia fikcyjnego [7,12,13]. obliczenia tymi metodami są jednak bardziej czasochłonne, gdyż zawsze wymagane jest przeprowadzenie obliczeń numerycznych na modelach uwzględniających geometrię złącza lub doświadczalne wyznaczenie odkształceń w jego pobliżu. do grupy metod o węższym zastosowaniu przynależą między innymi metody wykorzystujące mechanikę pękania [12] i metody nielokalne [14]. celem pracy było przybliżenie idei metody naprężeń nominalnych oraz porównanie jej wariantów znanych z różnych poradników i norm znajdujących zastosowanie w różnych gałęziach przemysłu. porównanie uzupełnione zostało o przykładowe obliczenia. metody naprężeń nominalnych   – założenia i metodologia metoda wyznaczania trwałości złączy spawanych na podstawie naprężeń nominalnych występuje w różnych wariantach, obecnych między innymi w zaleceniach międzynarodowego instytutu spawalnictwa (iiw international institute przeglad welding technology review 26 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 7/2016 of welding: recommendations for fatigue design of welded joint and components, dokument xiii-2151-07/xv-1254-07 [7]), amerykańskiego urzędu żeglugi (absamerican bureau of shipping: guide for fatigue assessment of offshore structures [8]), japońskiego stowarzyszenia przemysłu budowlanego (jssc japanese society of steel construction: fatigue design recommendations for steel structures, jssc technical report no. 32 [9]) oraz w normach europejskich (eurokod 3: projektowanie konstrukcji stalowych. część 1÷9: zmęczenie [10]). wyznaczenie trwałości zmęczeniowej metodą naprężeń nominalnych sprowadza się do przypisania projektowanego złącza do jednej z klas. klasy te zostały utworzone przez podział złączy według kryterium geometrii. w niektórych klasach zastosowano dalszy podział ze względu na przyjęte wymagania końcowe odnoszące się do jakości złącza. w tych przypadkach za kryterium przyjęto czynniki takie jak stopień przetopienia, przesunięcie spawanych płyt, przeprowadzone badania nieniszczące i inne. każda z klas przypisana jest do charakterystyki zmęczeniowej. w każdym spośród wymienionych wariantów zastosowanie znajduje charakterystyka wöhlera w układzie podwójnie logarytmicznym:  (1) gdzie: nf – liczba cykli do zniszczenia; b, m – stałe materiałowe; δσ – zakres naprężenia, mpa. przykładową charakterystykę opisywaną zależnością (1) przedstawiono na rysunku 1. trwałość zmęczeniową można w dogodny sposób wyznaczyć wykorzystując przekształconą zależność (1):  (2) gdzie: s – stała materiałowa; s = 10b. rys. 1. przykładowa charakterystyka wöhlera w układzie podwójnie logarytmicznym fig. 1. an example of a wöhler’s s-n curve in a logarithmic scale metoda naprężeń nominalnych znajduje zastosowanie głównie w przypadku oddziaływania obciążeń sinusoidalnie zmiennych, rzadziej będących pod wpływem obciążeń losowych, przy czym jako naprężenie nominalne rozumieć należy wartość naprężenia w miejscu spoiny określoną bez uwzględnienia spiętrzenia wynikającego z obecności złącza. z analizy zależności (2) wynika, że aby wyznaczyć trwałość zmęczeniową należy znać wartość zakresu zmiany naprężenia δσ oraz stałych m i s. wartość δσ przyjmuje się jak wartość zakresu naprężeń nominalnych, który interpretować należy według rysunku 2. w przypadku złożonego stanu naprężenia należy zastosować kryterium wieloosiowego zmęczenia. zalecenia iiw i abs wskazują na kryterium maksymalnego naprężenia normalnego. stała m oznacza współczynnik kierunkowy (nachylenie) charakterystyki przedstawionej na rysunku 1. stałą s zidentyfikować można po zaklasyfikowaniu złącza do jednej z klas zmęczeniowych. rys. 2. interpretacja zakresu naprężenia δσ, gdzie: σa – amplituda naprężenia fig. 2. interpretation of stress range δσ, where: σa – stress amplitude klasyfikacja złączy spawanych ideę klasyfikacji na przykładzie zaleceń iiw przedstawiono na rysunku 3. w zaleceniach iiw klasa zmęczeniowa oznaczona jest jako fat δσk, przy czym δσk oznacza wartość zakresu naprężenia odpowiadającego trwałości 2•106 liczby cykli zmiany obciążenia (np. klasa „fat 80”). rys. 3. przykład klasyfikacji zmęczeniowej (international institute of welding, xiii-2151-07/xv-1254-07 [7]) fig. 3. an example of fatigue classification w normie eurokod 3 jako nazwę klasy przyjęto jedynie wartość δσk (np. klasa „80”). w zaleceniach abs i jssc klasy zmęczeniowe oznaczono za pomocą pojedynczych liter, przy czym w przypadku zaleceń abs oznaczenie klasy zmęczeniowej jest bezpośrednim odnośnikiem do wartości stałej s. przyjęte definicje stałej s podsumowano w tablicy i. charakterystyki zmęczeniowe zalecenia iiw do obliczeń przewidują charakterystyki zmęczeniowe o nachyleniu m = 3,0, zarówno dla złączy zalecenia lub norma iiw abs jssc eurokod 3 s= 2•106•(fat) m a lub c * 2•106•(δσk)m 2•106•(δσk) m * w zależności od założeń projektowych tablica  i.  definicje stałej s równania (2), gdzie: δσk – wartość zakresu naprężenia przypisana do danej klasy zmęczeniowej; a, c – oznaczenia wewnętrzne w zaleceniach abs [8] table i. definitions of constant s in eq. (2), where: δσk – stress range corresponding to the given fatigue class; a, c – denotation used in the abs guide [8] 27przegląd  spawalnictwa       vol. 88 7/2016 stalowych, jak i dla złączy ze stopów aluminium, poddanych rozciąganiu lub ściskaniu. charakterystyki dla złączy ze stali przedstawiono na rysunku 4. w przypadku analizy trwałości na podstawie naprężeń stycznych mamy do czynienia z nachyleniem m = 5,0. charakterystyki zawsze ograniczone są charakterystyką materiału rodzimego (na rysunku 4 oznaczoną przez charakterystykę dla klasy fat 160). w przypadku projektowania w zakresie wysokiej trwałości pamiętać należy o umownej granicy zmęczenia. jeśli zakres naprężenia δσ jest mniejszy niż jej wartość, to proces zniszczenia przebiega względnie wolniej (co potwierdzają liczne badania, między innymi [15]). przypadek ten znajduje odzwierciedlenie w innym nachyleniu m, w tym przypadku m = 22,0 (rysunek 5). rys.  4.  charakterystyki zmęczeniowe fat dla złączy stalowych (international institute of welding, xiii-2151-07/xv-1254-07 [7]) fig. 4. fat s-n curves for steel welded joints (international institute of welding, xiii-2151-07/xv-1254-07 [7]) rys.  5.  charakterystyki zmęczeniowe fat dla złączy stalowych, rekomendowane do projektowania w zakresie wysokiej trwałości (international institute of welding, xiii-2151-07/xv-1254-07 [7]) fig. 5. fat s-n curves for steel welded joints, recommended in case of very high cycles applications (international institute of welding, xiii-2151-07/xv-1254-07 [7]) zalecenia jssc i abs dotyczą jedynie złączy stalowych, w przypadku eurokodu złącza ze stopów aluminium zostały opisane w części 9 (eurokod 9: projektowanie konstrukcji aluminiowych. część 1÷3: konstrukcje narażone na zmęczenie [16]). nachylenie charakterystyk jssc oraz eurokodu 3 ma taką samą wartość parametru m, tj. m = 3,0 oraz m = 5,0 w przypadku obciążeń naprężeniami stycznymi. w przypadku zaleceń jssc jedyną różnicą jest zmienne położenie umownej granicy zmęczenia (przesunięcie względem odpowiadającej liczbie cykli) oraz przyjęcie założenia o obszarze nieograniczonej trwałości poniżej poziomu umownej granicy zmęczenia. w przypadku normy eurokod 3 położenie umownej granicy zmęczenia jest stałe. istotną różnicą jest dwustopniowość charakterystyki w zakresie trwałości większej niż ta odpowiadająca umownej granicy zmęczenia. na pierwszym stopniu nachylenie charakterystyki wynosi m = 5,0 aby potem przejść w obszar nieograniczonej trwałości. w przypadku charakterystyki dla naprężeń stycznych przyjęto założenie o obszarze nieograniczonej trwałości poniżej poziomu umownej granicy zmęczenia. nachylenie charakterystyk opublikowanych przez abs różni się pomiędzy poszczególnymi klasami i przyjmuje wartości m = (3,0÷4,0) oraz m = (5,0÷6,0) w przypadku projektowania w zakresie wysokiej trwałości. nie wyróżniono oddzielnych charakterystyk dla złączy będących pod wpływem obciążeń naprężeniami stycznymi. przedstawione charakterystyki odnoszą się do poziomu prawdopodobieństwa przetrwania równego 97,7%. charakterystyki te znajdują zastosowanie przy założeniu, że projektowane złącza są o jakości złącza wytworzonego metodą spawania w osłonie gazowej. w przypadkach niestandardowych trwałość korygowana jest za pomocą współczynników korekcyjnych. współczynniki korekcyjne do warunków niestandardowych wymagających zastosowania korekcji trwałości zalicza się: występowanie efektu skali (objętość materiału spoiny jest większa od przewidzianej), niekorzystne środowisko pracy, zastosowaną obróbkę cieplną, niestandardową asymetrię cyklu zmiany naprężenia i inne. korekcję trwałości względem jej poziomu referencyjnego najczęściej realizuje się przez przeskalowanie charakterystyki w zakres wyższych lub niższych naprężeń, przy nachyleniu m pozostawionym bez zmian (wszystkie opisywane warianty) lub zmienionym (normy eurokod). innym z rozwiązań jest przeskalowanie zakresu naprężenia, na podstawie którego w kolejnym kroku wyznaczona zostanie trwałość (zalecenia abs, normy eurokod). przykład obliczeń wymagających zastosowania korekcji został uwzględniony w dalszej części pracy. wyznaczanie trwałości   – obliczenia przykładowe wykorzystując każdy z czterech opisywanych wariantów metody naprężeń nominalnych wyznaczono trwałość trzech rodzajów stalowych złączy spawanych o geometrii przedstawionej na rysunku 3. przyjęto następujące założenia: (i) złącza wykonano metodą spawania łukiem elektrycznym w osłonie gazowej z pełnym przetopem w grani; (ii) po zakończeniu procesu spawania nie zastosowano obróbki cieplnej; (iii) nie występują wady materiałowe; (iv) złącza są zabezpieczone przed korozją oraz nie pracują w warunkach silnie korozyjnych; (v) złącza obciążone są przez cykliczne, tętniące, osiowe rozciąganie. przykład cyklicznego tętniącego przebiegu przedstawiono na rysunku 2. w niektórych wariantach metody naprężeń nominalnych wymagana jest znajomość asymetrii cyklu obciążenia, scharakteryzowanej przez wartość współczynnika asymetrii cyklu r. trwałość wyznaczono na podstawie zależności (2) przyjmując stałą materiałową s zgodnie z tablicą i oraz nachylenie 28 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 7/2016 m zgodne z przypisaną charakterystyką zmęczeniową. wyniki obliczeń trwałości zestawiono w tablicach ii-v. iiw abs jssc eurokod  3 złącze / kategoria: fat 71 f f 71 charakterystyka zmęczeniowa: fat 71 abs-(a) klasa ‘f’ m = 3,0 d, δσk = 65 mpa 71, δσk = 71 mpa m = 3,0 przebieg naprężenia: δσ = 90 mpa, r = 0,5 trwałość nf, l. cykli: 981923 864197 753429 981923 odchylenie standardowe, l. cykli: 109699 tablica ii. wyniki obliczeń trwałości złącza doczołowego z dospawaną podkładką table  ii. fatigue lives obtained for transverse butt weld welded on permanent backing bar iiw abs jssc eurokod  3 złącze / kategoria: fat 71 f e 80 charakterystyka zmęczeniowa: fat 71 abs-(a) klasa ‘f’ m = 3,0 e, δσk = 80 mpa 80, δσk = 80 mpa m = 5,0 przebieg naprężenia: δσ = 60 mpa, r = 0,5 trwałość nf, l. cykli: 3313990 3786626 ∞ 7069243 odchylenie standardowe, l. cykli: 2045356* *bez uwzględnienia wyników z wariantu jssc tablica iii. wyniki obliczeń trwałości złącza krzyżowego table iii. fatigue lives obtained for cruciform joint iiw abs jssc eurokod  3 złącze / kategoria: bez miejsc start/ stop standardowa grubość płyt fat 125 c c 112 charakterystyka zmęczeniowa: fat 125 abs-(a) klasa ‘c’ m = 3,5 c, δσk = 125 mpa 112, δσk = 112 mpa m = 3,0 przebieg naprężenia: δσ = 200 mpa, r = 0,5 trwałość nf, l. cykli: 488281 373882 488281 351232 odchylenie standardowe, l. cykli: 73173 tablica iv. wyniki obliczeń trwałości złącza doczołowego ze spoiną ułożoną równolegle do kierunku obciążenia table iv. fatigue lives obtained for longitudinal butt weld tablica v. wyniki obliczeń trwałości złącza doczołowego ze spoiną ułożoną równolegle do kierunku obciążenia. zwiększona grubość płyt przypadek niestandardowy table v. fatigue lives obtained for longitudinal butt weld. fatigue strength modification due to the increased plate thickness iiw abs jssc eurokod  3 złącze / kategoria: bez miejsc start/ stop grubość płyt t = 35 mm fat 125 c c 112 charakterystyka zmęczeniowa: fat (125*f (t)) abs-(a) klasa ‘c’ m = 3,5 δσk = 125•ct, mpa 112, δσk = 112 mpa m = 3,0 zakres naprężenia δσ, mpa: 200 200•x 200 200 współczynniki korekcyjne: f (t) = 0,935 x = 0,890 ct = 0,919 n/d trwałość, l. cykli: 488281 373882 488281 351232 trwałość skorygowana nf, l. cykli: 399018 249055 379379 n/d odchylenie standardowe, l. cykli: 66693 podsumowanie i wnioski w pracy dokonano przeglądu czterech wariantów metody wyznaczania trwałości zmęczeniowej złączy spawanych na podstawie naprężeń nominalnych. wszystkie z wariantów wykorzystują te same założenia, jednak różnią się parametrami: ich wartością oraz zdefiniowaniem. przeprowadzone obliczenia trwałości pozwoliły na przybliżenie ich metodologii. w przypadkach typowych złączy pracujących w warunkach standardowych wyniki były do siebie przybliżone. większe różnice były 29przegląd  spawalnictwa       vol. 88 7/2016 zauważalne w przypadkach niestandardowych, tj. w tym przypadku w obliczeniach złączy w zakresie wysokiej trwałości oraz złączy o zwiększonej grubości spawanych płyt. największe różnice pomiędzy poszczególnymi wariantami występują w parametrach charakterystyk zmęczeniowych oraz w ich przebiegu. zastosowanie znajdują charakterystyki wöhlera w układzie podwójnie logarytmicznym, o przebiegu trójetapowym lub dwuetapowym (w przypadku zaleceń międzynarodowego instytutu spawalnictwa również w dwóch wariantach). w przypadku projektowania złączy w obszarze wysokiej trwałości (tj. poniżej poziomu umownej granicy zmęczenia) przewidziane do tego celu charakterystyki zamieszczono jedynie w zaleceniach abs oraz międzynarodowego instytutu spawalnictwa. wyniki otrzymane z obu wariantów mogą być jednak bardzo rozbieżne. należy pamiętać, że w zaleceniach międzynarodowego instytutu spawalnictwa zapisano uwagę o konieczności konfrontacji przyjętych założeń z najnowszymi pozycjami literaturowymi. duże różnice występują również w podejściu do przypadków niestandardowych. stosuje się różne definicje współczynników korekcyjnych, lub – jak w przypadku zaleceń abs – również i różne charakterystyki zmęczeniowe, w tym przypadku w zależności od środowiska pracy. w tej grupie przypadków obliczeniowych wyniki były najbardziej rozbieżne. obliczenia prowadzone według każdego z wariantów zwracają wyniki zachowawcze – charakterystyki zmęczeniowe opracowane zostały na poziomie prawdopodobieństwa przetrwania 97,7%. dokonując wyboru jednego z wariantów metody naprężeń nominalnych warto nadmienić, że niektóre złącza zostały sklasyfikowane tylko w jednym spośród nich. z porównania przeprowadzonego dla stalowych złączy spawanych wynika, że najbardziej różnorodne zestawienia zamieszczono w zaleceniach międzynarodowego instytutu spawalnictwa oraz w normie eurokod 3. literatura [1] krentowski j.: steel roofing disaster and the effect of the failure of butt joints. engineering failure analysis, vol. 45, p. 245–251, 2015. [2] klinger c., michael t., bettge d.: fatigue cracks in railway bridge hangers due to wind induced vibrations – failure analysis, measures and remaining service life estimation. engineering failure analysis, vol. 43 (a tribute to prof. a. martens), p. 232–252, 2014. [3] bošnjak s. m., arsić m. a., zrnić n. d., rakin m. p., pantelić m. p.: bucket wheel excavator: integrity assessment of the bucket wheel boom tie-rod welded joint. engineering failure analysis, vol. 18, p. 212–222, 2011. [4] das c. r., bhaduri a. k., ray s. k.: fatigue failure of a fillet welded nozzle joint. engineering failure analysis, vol. 10, p. 667–674, 2003. blacha ł., karolczuk a.: porównanie energetycznego modelu wyznaczania trwałości zmęczeniowej złączy spawanych z zaleceniami międzynarodowymi. przegląd spawalnictwa 2011, 7, s. 39-45. [5] doerk o., fricke w., weissenborn c.: comparison of different calculation methods for structural stresses at welded joints. international journal of fatigue, vol. 25, p. 359–369, 2003. [6] hobbacher a.: recommendations for fatigue design of welded joint and components. international institute of welding, iiw document xiii-215107/xv-1254-07, paris, 2007. [7] american bureau of shipping (abs): guide for fatigue assessment of offshore structures. abs, houston, 2003. [8] japanese society of steel construction (jssc): fatigue design recommendations for steel structures english version, jssc technical report no. 32. jssc, tokyo, 1995. [9] pn-en 1993-1-9 eurokod 3: projektowanie konstrukcji stalowych. część 1-9: zmęczenie. cen bruksela, pkn – warszawa, 2010. [10] niemi e.: structural hot-spot stress approach to fatigue analysis of welded components, final draft. international institute of welding, iiw document xiii-1819-00/xv-1090-01, lappeenranta, 2003. [11] radaj d., sonsino c. m., fricke w.: fatigue assessment of welded joints by local approaches. second edition. woodhead publishing, cambridge, 2006. [12] stasiuk p., karolczuk a.: analiza niejednorodnego rozkładu naprężeń ekwiwalentnych w spawanym złączu krzyżowym przy obciążeniach zmiennych. przegląd spawalnictwa, vol. 86, s. 20-25, 2014. [13] blacha ł., karolczuk a., bański r., stasiuk p.: application of the weakest link analysis to the area of fatigue design of steel welded joints. engineering failure analysis, vol. 35, p. 665–677, 2013. [14] golański g., słania j., jasak j., pietryka i., urbańczyk p.: mikrostruktura i właściwości mechaniczne złącza spawanego stali 12hmf po długotrwałej eksploatacji. przegląd spawalnictwa, vol. 86, s. 49-53, 2014. [15] pn-en 1999-1-3 eurokod 9: projektowanie konstrukcji aluminiowych. część 1-3: konstrukcje narażone na zmęczenie. cen bruksela, pkn – warszawa, 2011. ps 7 2018 www 00 13przegląd spawalnictwa vol. 90 7/2018 logarytmiczny dekrement tłumienia w diagnostyce połączeń spawanych logarithmic damping decrement in the diagnosis of welded joints mgr inż. adam szeleziński, dr inż. adam muc – akademia morska w gdyni. autor korespondencyjny/corresponding author: a.szelezinski@wm.am.gdynia.pl streszczenie w artykule przedstawiono metodę nieniszczących badań wibrodiagnostycznych do oceny połączeń spawanych, w której wykorzystano zmianę dekrementu tłumienia. omówiono znaczenie monitoringu żywotności konstrukcji w konstrukcjach morskich. otrzymane podczas realizacji badań odpowiedzi (zarejestrowane akcelerometrami) dostarczają informacji diagnostycznych, które wymagają matematycznego przetworzenia, aby wyodrębnić zapisane w nich istotne cechy charakterystyczne badanych połączeń spawanych i dokonać oceny ich jakości. w artykule przedstawiono metodę oceny wyników polegającą na obliczeniu dekrementu tłumienia, który zmienia się w czasie wraz ze zmianą odpowiedzi. z uwagi na złożony przebieg odpowiedzi, dekrement tłumienia obliczono z wykorzystaniem aproksymacji odpowiedzi różnymi funkcjami. z analizy przeprowadzonych badań wynika, że zmiana dekrementu tłumienia w czasie w zastosowaniu do płyt spawanych pozwala na ocenę jakości połączenia spawanego. omówiono istotne do realizacji badań połączeń spawanych metodą wibrodiagnostyczną elementy, przedstawiono algorytm obliczeniowy oraz przykładowe wyniki badań z aplikacji proponowanej metody dla płyty spawanej z różnymi wadami. słowa kluczowe: spawalnictwo; połączenia spawane; badania nieniszczące; wibrodiagnostyka ndt; shm; dekrement tłumienia abstract the article presents a vibrodiagnostic, non-destructive assessment method of welded joints where damping decrement change was used. shm importance in sea constructions was discussed. responses received while inspection (registered by acceleration sensors) provide diagnostics that require mathematic processing to extract the important characteristics of examined welded joints that were recorded and to assess quality of the joint. a method based on calculation of the damping decrement which changes over time as the response changes was presented in the paper. due to complicated course of the responses, the damping decrement was calculated using approximation of the responses by many mathematical functions. the result of the analysis shows that the damping decrement change over time allows assessing quality of the joint when used in welded plates. elements vital to carrying out examination of welded plates using vibrodiagnostic method were discussed, an calculation algorithm and example results of applicating this method at welded plates with several different detects were presented. keywords: welding; welded joints; non-destructive testing; vibrodiagnostic; ndt; shm; damping decrement wstęp spośród różnych środków transportu, transport morski (obok transportu lotniczego) jest narażony na relatywnie największe zagrożenia. statki morskie często pracują w ekstre malnie ciężkich warunkach środowiskowych. ponadto konstrukcje morskie (statki i okręty oraz konstrukcje typu „off-shore”) są narażone na agresywne środowisko morskie oddziaływujące przez długi okres czasu. analizy wytrzyma łości i niezawodności konstrukcji morskich muszą uwzględniać oddziaływanie fal i wiatrów morskich (sztormów) włącznie z trzęsieniami podmorskimi; muszą przewidywać skutki adam szeleziński, adam muc przeglad welding technology review kolizji, oddziaływania korozyjnego środowiska i erozji. na rysunku 1 przedstawiono przykład katastrofalnego uszkodzenia (złamania) dużego kontenerowca w wyniku oddziaływania bardzo silnej sztormowej pogody. tego typu uszkodzenie konstrukcji ma tragiczny wpływ dla bezpieczeństwa załogi statku, środowiska morskiego oraz ładunku statku. każdy obiekt morski pracuje pod nadzorem przepisów jednego z towarzystw klasyfikacyjnych. wymagają one szczegółowej kontroli okresowej bezpieczeństwa danej konstrukcji począwszy od momentu jej projektowania do budowy. doi:.http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v90i7 .934 14 przegląd spawalnictwa vol. 90 7/2018 rys. 1. kontenerowiec złamany w wyniku silnego sztormu fig. 1. container ship broken as a result of a strong storm połączenia spawane są jednym z kluczowych elementów, które są poddawane szczegółowym badaniom. wszystkie odpowiedzialne spawy są badane przy pomocy technik pomiarowych określanych ogólnie ndt (ang. non-destructive. testing) [2,3]. obecnie standardem badań ndt staje się stosowanie badań hybrydowych, które polegają na korzystaniu z metod mieszanych, łączących dwie lub więcej metod. metody hybrydowe dzieli się na dwie grupy: wykorzystujące to samo zjawisko fizyczne oraz działające na zasadzie dopełnienia się poszczególnych metod badań. przykładem metody hybrydowej zaliczanej do grupy wykorzystującej to samo zjawisko fizyczne jest połączenie emisji akustycznej z badaniami ultradźwiękowymi. przykładem metody hybrydowej, działającej na zasadzie dopełnienia się poszczególnych metod badań, są badania powierzchniowe połączone z badaniami radiograficznymi i/lub ultradźwiękowymi [1,4]. techniki badań ndt są dobrze zbadane i dają rezultaty o zwykle wystarczającej niezawodności. mają jednak podstawową wadę – przeprowadzane są okresowo. w okresach pomiędzy badaniami nie mamy pewności co do niezawodności konstrukcji [5]. szczególnie w przypadku wystąpienia zdarzeń krytycznych (niezwykle silny sztorm, kolizja itp.) istotna jest informacja o możliwości dalszej eksploatacji obiektu. informacja ta musi zawierać stopień zagrożenia katastrofą wraz z parametrami eksploatacji, włącznie z czasem jego bezpiecznego użytkowania. w tym celu rozwijane są badania nad nowymi technikami określanymi z angielska jako shm (ang. structural.health.monitoring). monitoring żywotności konstrukcji jest naturalnym rozszerzeniem diagnostyki ndt maszyn i urządzeń. monitoring jest interdyscyplinarną dziedziną badań, której celem jest rozwój i zastosowania praktyczne metod wykrywania i monitorowania uszkodzeń konstrukcji, poprzez system pomiarowy zintegrowany z badanym urządzeniem i działającym w sposób ciągły (on-line) oraz automatyczny. monitoring może bazować na szeregu, czasem bardzo różnych, technik pomiarowych. najbardziej obiecujące w warunkach morskich techniki to: metody bazujące na badaniu charakterystyk dynamicznych konstrukcji, emisji akustycznej, badaniu fal sprężystych typu „lamb waves” wraz z metodą spektralnych elementów skończonych, metody termowizyjne, ultraszybkie kamery obrazujące, warstwowym badaniu charakterystyk elektromagnetycznych, próżniowym badaniu porównawczym oraz metody bazujące na czujnikach światłowodowych. celem systemów shm jest zbudowanie układu pomiarowo-diagnozującego, który byłby zdolny do oceny stanu technicznego konstrukcji w sposób ciągły i w różnych warunkach środowiskowych oraz eksploatacyjnych. typowy system monitorowania żywotności konstrukcji jest złożony z sieci czujników, które mierzą w sposób ciągły stan konstrukcji oraz stan obciążeń środowiskowych i eksploatacyjnych. jednostka centralna systemu ma za zadanie zbieranie i rejestrację sygnałów pomiarowych, ich analizę (wraz z selekcją) oraz automatyczną diagnostykę występujących zagrożeń [6,7]. prace nad elementami monitoringu konstrukcji polegającymi na detekcji, lokalizacji i identyfikacji uszkodzeń są intensywnie rozwijane, lecz najczęściej ograniczają się do badań laboratoryjnych i/lub wstępnych. ponadto, prace na rzecz okrętownictwa są stosunkowo słabo rozwinięte (np. w stosunku do lotnictwa). pełny monitoring to uzupełnienie systemów detekcji, lokalizacji i identyfikacji typu uszkodzenia o wiarygodne przewidywanie czasu żywotności konstrukcji oraz oceny możliwości jego dalszej, awaryjnej eksploatacji. w okrętownictwie brak jest uproszczonych, ale wiarygodnych, modeli matematycznych do oceny statyczno-dynamicznych, parametrów (istotnych z punktu widzenia niezawodności) pracy konstrukcji okrętowych. modele te powinny być możliwe do zastosowania w systemach opartych na sztucznej inteligencji. niezbędna jest ocena kluczowych elementów pomiarowych oraz ich efektywny dobór do takiego systemu [8]. monitoring oparty na technikach wibrodiagnostycznych jest jednym z najbardziej obiecujących z uwagi na jego prostotę i relatywnie niskie koszty. inne techniki nie znajdują na razie praktycznego zastosowania; przykładowo badania przy pomocy fal sprężystych wymagają niezwykle kosztownego sprzętu pomiarowego (np. laser 3-d) trudnego do zastosowania w warunkach eksploatacyjnych do tak złożonych konstrukcji, jakim jest kadłub statku [9,10]. metoda i warunki pomiaru na wydziale mechanicznym w akademii morskiej w gdyni zbudowano stanowisko do przeprowadzania badań połączeń spawanych przy zastosowaniu metody wibrodiagnostycznej. układ stanowiska i jego najważniejsze elementy przedstawiono na rysunku 2. podczas realizacji badań płyty były montowane w stojaku, w położeniu pionowym (jak przedstawiono to na rys. 2). badania zostały przeprowadzono na czterech płytach. jedna z nich oznaczona została numerem „0” i była płytą bez połączeń spawanych. trzy kolejne, były płytami spawanymi i oznaczono je następującymi numerami: 2202 – płyta nieposiadająca żadnych wad, 2127 – płyta z wadą typu przyklejenie brzegowe i 2132 – płyta z wadą typu pęknięciem na całej długości próbki. wszystkie próbki posiadające połączenia spawane zostały przed użyciem ich do pomiarów przebadane metodą radiograficzną (rys. 3). pozwoliło to na ocenę jakości połączeń oraz umożliwiło identyfikację i umiejscowienie wad w płytach. w przygotowanym stanowisku badawczym przeprowadzono pomiary drgań generowanych przez płyty. drgania wywołane były przez uderzenie młotkiem modalnym z końcówką metalową. miejsca uderzeń zostały przedstawione na rysunku 4 za pomocą oznaczeń: f1, f2 i f3. wyniki były odczytane przez akcelerometry acc1 i acc2. 15przegląd spawalnictwa vol. 90 7/2018 aproksymacji przebiegu odpowiedzi za pomocą funkcji, które w ogólnej postaci przedstawiono wzorem (3). w celu wyboru właściwej funkcji aproksymującej przeprowadzono ich analizę porównawczą, w której zestawiono aproksymacje otrzymane za pomocą wielomianów stopnia od drugiego do piątego oraz funkcję exp. stopień dopasowania funkcji aproksymującej do danych rzeczywistych oceniono stosując współczynnik r – kwadrat, zwany też współczynnikiem determinacji. jego wartość mieści się w przedziale od 0 do 1, gdzie wartość bliska 1 oznacza, że funkcja aproksymująca bardzo dobrze reprezentuje dane rzeczywiste, a wartość bliska 0, że jest odwrotnie, czyli funkcja aproksymująca bardzo słabo odwzorowuje dane rzeczywiste. współczynnik r – kwadrat nie tylko został użyty do oceny dopasowania funkcji aproksymującej do danych rzeczywistych, ale również pozwolił porównać użyte funkcje między sobą. (3) gdzie: v(t) _ funkcja aproksymująca przebieg prędkości, ai – i-ta stała dla wielomianu, b, c – stałe dla funkcji exp. na rysunkach 5 i 6 przedstawiono przykładowy wynik aproksymacji dla odpowiedzi zarejestrowanej dla próbki ze spawem bez wad i próbki z wadą w spawie typu przeklejnie brzegowe podczas przeprowadzenia badań z zastosowaniem końcówki metalowej na młotku modalnym. z porównania wyników aproksymacji wynika, że najgorszą wartość r – kwadrat otrzymano dla wielomianu kwadratowego, natomiast najlepszą wartość dla funkcji expotencjalnej. rys. 3. zdjęcie radiograficzne połączeń spawanych: a) płyta spawana bez wad w spoinie (2202), b) płyta spawana z wadą w spoinie typu przeklejenie brzegowe (2127) fig. 3. radiographic image of welded joints: a) welded plate without defects in the weld (2202), b) welded plate with the lack of side fusion (2127) rys. 2. stanowisko do badań połączeń spawanych z wykorzystaniem metod drganiowych. w skład stanowiska wchodzą: 1– stojak, w którym mogą być montowane płyty (próbki spawalnicze) w sposób poziomy – mocowanie czteropunktowe lub pionowy – mocowanie dwupunktowe, 2 – analizator drgań firmy bruel & kjear typu 3050-a-60, 3 – akcelerometry 4514-b, 4 – młotek modalny (8206-002) z trzema wymiennymi końcówkami, tj. metalową, silikonową i teflonową. fig. 2. stand for testing welded joints using vibration methods. the stand includes: 1 – rack, in which the plates (welding samples) can be mounted horizontally – four-point or vertical mounting – twopoint mounting, 2 – vibration analyzer bruel & kjaer type 3050a-60, 3 – accelerometers 4514-b, 4 – modal hammer (8206-002) with three interchangeable tips, i.e. metal, silicone and teflon rys. 4. rysunek przedstawiający rozmieszenie akcelerometrów acc1 i acc2 w miejscach uderzeń: f1, f2, f3, oraz miejsca zamocowania płyty w uchwytach stojaka (δ) [10] fig. 4. drawing shows the placement of acc1 and acc2 accelerometers at the impact positions f1, f2, f3, and the place where the plate is fixed in the rack holders (δ) [10] dekrement tłumienia w ocenie połączeń spawanych w badaniu połączeń spawanych metodą wibrodiagnostyczną analizowane były odpowiedzi prędkości rozchodzenia się fal wzbudzonych młotkiem modalnym. rejestrowane odpowiedzi mają charakter tłumionego przebiegu oscylacyjnego. spaw, który łączy dwie płyty, obniża wartość amplitudy fali wzbudzonej młotkiem modalnym, dlatego też do jego oceny można wykorzystać dekrement tłumienia. dekrement tłumienia jest powszechnie wykorzystywany w ocenie dynamiki wielu układów mechanicznych. natomiast, ze względu na zmienny charakter odpowiedzi nie można zastosować typowego wzoru na logarytmiczny dekrement tłumienia, tylko należy go zaadoptować. w pracy przedstawiono dwie postacie logarytmicznego dekrementu tłumienia, które przedstawiono wzorami 1 i 2. (1) (2) gdzie: ψ – logarytmiczny dekrement tłumienia, a0,n,m – kolejne wartości szczytowe amplitud, n, m – kolejny numer amplitudy. aproksymacja odpowiedzi z akcelerometrów w przypadku połączeń spawanych tłumione przebiegi oscylacyjne odpowiedzi rejestrowanych akcelerometrami charakteryzują się nierównomiernym rozkładem maksimów i minimów. ze względu na zmienne zmiany prędkości drgań i potrzebę obliczenia dekrementu tłumienia zbadano możliwość a) b) f2f1 f3 acc1 acc2 zamocowanie połączenie spawane 16 przegląd spawalnictwa vol. 90 7/2018 na podstawie współczynnika r – kwadrat widać również, że zadowalający wynik aproksymacji można uzyskać wielomianem czwartego stopnia natomiast zwiększanie stopnia wielomianu piątego nie przynosi już znaczącej poprawy aproksymacji. zastosowanie rozkładu dekrementu do oceny połączeń spawanych do obliczenia dekrementu tłumienia można wykorzystać wzory 1 i 2. na następnych rysunkach przedstawiono wyniki uzyskane dla pierwszego wzoru, natomiast w najbliższej przyszłości zamierza się sprawdzić zasadność stosowania drugiej możliwości. pierwszy wzór pozwala na obliczenie rozkładu dekrementu tłumienia względem maksymalnej amplitudy, natomiast drugi względem wybranego zakresu. dla wyników otrzymanych z każdej funkcji aproksymującej obliczono wartość dekrementu tłumienia względem wartości maksymalnej (a0). dekrement tłumienia uzyskany przy aproksymacji funkcją exp charakteryzuje się liniową zmianą i uznany został za referencyjny, ponieważ do jego wartości zostały odniesione pozostałe wyniki. na rysunku 7 przedstawiono zmiany dekrementu tłumienia dla płyty bez połączenia spawanego przy różnych funkcjach aproksymujących. jak widać, dla płyty bez połączenia spawanego rozkład dekrementu tłumienia jest zbliżony do równoległego, w stosunku do dekrementu uzyskanego na podstawie funkcji exp. rys. 7. wartości zmian dekrementu tłumienia dla płyty bez spawu z zastosowaniem podczas badań końcówki metalowej na młotku modalnym (0) fig. 7. values of damping decrement changes for a plate without a weld using a metal tip on the modal hammer during the tests (0) rys. 8. wartości zmian dekrementu tłumienia dla płyty ze spawem bez wad z zastosowaniem podczas badań końcówki metalowej na młotku modalnym (2202) fig. 8. values of damping decrement changes for a plate with a nondefective weld using a metal tip on the modal hammer during the tests (2202) rys. 9. wartości zmian dekrementu tłumienia w czasie dla płyty ze spawem z niezgodnością typu przeklejnie brzegowe z zastosowaniem podczas badań końcówki metalowej na młotku modalnym (2127) fig. 9. values of the damping decrement changes in time for a plate with the lack of side fusion using a metal tip on the modal hammer during the tests (2127) rys. 6. przykłady aproksymacji odpowiedzi otrzymanej dla płyty spawanej z wadą typu przyklejenie brzegowe 2127 (końcówka metalowa) fig. 6. examples of approximation of the response obtained for a welded plate with the lack of side fusion 2127 (metal tip) rys. 5. przykład aproksymacji odpowiedzi otrzymanej dla płyty spawanej bez wad w spoinie 2202 (końcówka metalowa) fig. 5. example of approximation of the response obtained for a welded plate without defects in the 2202 weld (metal tip) świadczy to o równomiernym tłumieniu, które obserwuje się dla płyt wykonanych z jednego rodzaju materiału bez spawu. dla materiału z dobrym spawem można zaobserwować większe tłumienie (rys. 8). dlatego przebiegi dekrementów ulegają wyraźnemu zakrzywieniu i stają się zbieżne do dekrementu obliczonego z funkcji exp. do przecięcia z charakterystyką referencyjną dekrementu dochodzi przy 41 szczytowej amplitudzie odpowiedzi. dla płyty spawanej z wadą typu przeklejenie brzegowe efekt ten jest jeszcze bardziej zauważalny (rys. 9), ponieważ do przecięcia z charakterystyką referencyjną dekrementu doszło już przy 31 szczytowej amplitudzie odpowiedzi. v( t) [m /s ] t [s] v( t) [m /s ] t [s] 17przegląd spawalnictwa vol. 90 7/2018 literatura [1] bień j.: uszkodzenia i diagnostyka obiektów mostowych, wkł, warszawa 2010. [2] czurchryj j., papkala h., winiowski a.: niezgodności w złączach spajanych, instytut spawalnictwa gliwice 2005. [3] czuchryj j.: badanie złączy spawanych wg norm europejskich. systematyka i przyczyny postania wad w złączach spawanych, biuro gamma warszawa 2003. [4] krajewski a., hudycz m.: zapewnienie jakości i kontrola złączy spajanych, oficyna wydawnicza politechniki warszawskiej, warszawa 2015. [5] lewicka-romicka a.: badania nieniszczące. podstawy defektoskopii, wydawnictwo naukowo-techniczne warszawa 2001. [6] murawski l., ostachowicz w., opoka s., mieloszyk m., majewska k: practical application of monitoring system based on optical sensors for marine constructions. key engineering materials, vol. 518, 2012. wnioski zaprezentowana metoda analizy odpowiedzi uzyskanej w badaniach wibrodiagnostycznych płyt spawanych pozwala wskazać na jakość spoin i rozróżnić wady, które w nich występują. zgodnie z oczekiwaniami, dla płyty wykonanej z jednego materiału i pozbawionej spawu rozkład dekrementu tłumienia uzyskanego dla różnych funkcji aproksymujących jest praktycznie linowy i równoległy do charakterystyki dekrementu referencyjnego. w pozostałych przypadkach, tj. dla płyt z połączeniami spawanymi, charakterystyki dekrementu tłumienia wyraźnie się zakrzywiają i wykazują tendencję do przecinania z charakterystyką dekrementu referencyjnego. z przeprowadzonych badań wynika, że charakterystyki dekrementu tłumienia zakrzywiają się szybciej dla płyt, w których spoina posiada wadę. zastosowanie do aproksymacji odpowiedzi różnych funkcji pozwoliło ocenić ich przydatność w wykonywanych obliczeniach. z analizy porównawczej wyników uzyskanych dla wybranych funkcji widać, że nie powinno się stosować w tych obliczeniach wielomianu stopnia drugiego. natomiast zwiększanie wielomianu powyżej stopnia czwartego też wydaje się być niezasadne, ponieważ wyniki się pokrywają. jak pokazują charakterystyki, stosowanie wielomianu czwartego stopnia pozwala otrzymać niepełny wynik, który jest niższy od wyniku otrzymanego dla wielomianu czwartego stopnia. prezentowana metoda oceny połączeń spawanych podlega nadal modyfikacji i jest weryfikowana na większej liczbie próbek z różnymi wadami w połączeniach spawanych. [7] opoka s., murawski l., wandowski t., malinowski p., ostachowicz w.: static – strain level change together with detection of transient signal as damage indicator for truss and fame structures. strain, vol. 49 issue 4, august 2013. [8] szeleziński a., gesella g., murawski l.: przegląd metod diagnostyki i monitoringu połączeń spawanych w konstrukcjach transportu morskiego, logistyka 3/2015. [9] szeleziński a., murawski l., muc a., gesella g.: badania wstępne możliwości diagnostyki połączeń spawanych przy pomocy analizy charakterystyk dynamicznych, zeszyty naukowe akademii morskiej w gdyni nr 96/2016. [10] szeleziński a., murawski l., muc a.: analysis of ability to detect defects in welding structures with usage of dynamic characteristics spectrums. journal of kones powertrain and transport, vol. 23, no 2, european science society of powertrain and transport publication, warsaw 2016. 200901_pspaw 39przegląd spawalnictwa 1/2009 wstęp problematyka cyfrowego przetwarzania obrazów stała się techniką bardzo popularną i powszechnie wykorzystywaną. wystarczy wspomnieć tylko o wszechobecnych cyfrowych aparatach fotograficznych oraz o cyfrowych kamerach wideo, które tak dalece zostały udoskonalone technicznie oraz dopracowane pod względem ekonomicznego wytwarzania, że są nawet rutynowo wbudowywane jako swoisty bonus do telefonów komórkowych. cyfrowe obrazy towarzyszą nam także stale przy różnych formach komunikacji multimedialnej oraz stanowią coraz większą część zawartości różnych zasobów informacyjnych – na przykład internetu, więc dla dzisiejszego użytkownika komputerów operowanie obrazem jest czymś oczywistym i naturalnym (por. [1]). warto jednak uświadomić sobie, że nie zawsze tak było! technika cyfrowa została stworzona pierwotnie po to, by operować na liczbach, a nie na obrazach, zaś komputer – także zgodnie ze swoją nazwą – jest narzędziem do prowadzenia obliczeń, a nie do określania deformacji wątroby na ultrasoryszard tadeusiewicz rozwój techniki komputerowego przetwarzania obrazów w agh development of computer vision techniques  at agh university of science and technology streszczenie przedstawiono historię rozwoju badań związanych z komputerowym przetwarzaniem, analizą i rozpoznawaniem obrazów. opisano, jak w latach 70. xx w. pracownicy agh własnoręcznie budowali zarówno przetworniki wprowadzające pierwsze obrazy do komputerów, jak i procesory przetwarzające te obrazy. wzmiankowano o pierwszych systemach wieloprocesorowych do przetwarzania obrazów, które zbudowano na agh w latach 80. korzystając z układów scalonych małej i średniej skali integracji oraz z systemów realizowanych głównie z wykorzystaniem zaawansowanych technik oprogramowania przy niewielkim wkładzie sprzętowego przetwarzania obrazów. w artykule omówiono także poszukiwania zastosowań tych systemów w połączeniu z technikami opartymi na sieciach neuronowych na początku lat 90. obecnie wszystkie te dokonania i związane z nimi, przywołane w artykule publikacje, mają wyłącznie historyczne znaczenie, ponieważ współczesne systemy oparte są głównie na rozwiązaniach czasu rzeczywistego opartych na technologii fpga. czasem warto jednak odwołać się do historii, żeby lepiej rozumieć dzień dzisiejszy określonej dziedziny oraz trafniej przewidywać kierunki jej rozwoju. abstract in the paper is presented the brief history of research conducted at agh university of science and technology in the area of image processing, analysis and recognition. the history is connected with changes of the technology used for problem solving. first systems are build from the separate integrated circuits of low and medium scale of integration, after this we develop some systems build on the base of vlsi elements, and now the new systems are constructed on the base of fpga technology. nevertheless all the time scientific group from agh was conducted research in technological applications of vision systems. at 70th and 80th years of xx century it was pioneer works devoted to building of second in poland and one of the first in europe systems for computer processing of the images. now the problems mentioned can be find as fully solved, but the new challenging goals occur and new research is conducted toward to most and most ambitions technological applications of computer vision systems. in the paper was described way from the very beginning computer vision systems produced in agh laboratories, next the development of such system is described and actual state of art is presented. prof. dr hab. inż. ryszard tadeusiewicz – akademia górniczo-hutnicza. nogramie. to, że dzisiaj z taką swobodą korzystamy z technik cyfrowego przetwarzania i rozpoznawania obrazów – jest wynikiem wieloletniego procesu rozwijania i doskonalenia tych technik, a w tym historycznym procesie pracownicy agh mieli swój udział. w artykule tym chciałbym przypomnieć niektóre osiągnięcia, jakie w tym zakresie udało się uzyskać, pokazując, jak długą i trudną drogą dążyliśmy do naszego obecnego poziomu kompetencji, związanego z metodami określanymi często angielskim terminem computer vision. publikując prace dotyczące komputerowego przetwarzania obrazów, odwołujemy się do najnowszych osiągnięć, jakie udało się w tym zakresie uzyskać, jednak w tym artykule, na zasadzie wyjątku od reguły, celowe będzie sięgnięcie do przeszłości (patrz na przykład [2÷4]). spróbuję więc przedstawić, jak wyglądały początki rozwoju problematyki komputerowego przetwarzania obrazów w agh w „pionierskim” okresie rozwoju tej techniki, gdy naprawdę mało kto wiedział, o co właściwie chodzi w przetwarzaniu obrazów, a wiele autorytetów wypowiadało bardzo stanowcze opinie, że do takich celów komputerów się nie powinno stosować, bo nie takie jest ich przeznaczenie. akademia górniczo-hutnicza jest uczelnią techniczną, dlatego rozwijając metody przetwarzania obrazów w tej uczelni zawsze stawiano na pierwszym planie potrzeby przemysłu, 40 przegląd spawalnictwa 1/2009 a zwłaszcza tych jego dziedzin, które związane są z górnictwem i hutnictwem. warto wspomnieć, że pierwszy system wizyjny zbudowany w agh służył do sterowania procesem wzbogacania surowców mineralnych, a konkretnie technologią flotacji rud miedzi, cynku i ołowiu w oparciu o obraz piany flotacyjnej obserwowany przez przemysłową kamerę i przetwarzany przez komputer przystosowany do pracy w warunkach przemysłowych. dalsze prace zmierzały do zaopatrzenia w wizyjne sprzężenie zwrotne robotów przemysłowych wykonujących proste prace inspekcyjne, montażowe (w tym także spawalnicze) oraz związane z sortowaniem obiektów. problem wprowadzania obrazu do komputera z punktu widzenia dzisiejszego użytkownika wszechobecnych i bardzo sprawnych urządzeń, pozwalających szybko i wygodnie pozyskiwać cyfrowe obrazy i wprowadzać je do komputerów, trudno sobie wyobrazić, jak wielki był to kiedyś problem. gdy zaczynano w agh badania nad technikami automatycznego przetwarzania i analizy obrazów, podstawowym sposobem wprowadzania informacji do komputera były taśmy oraz karty dziurkowane (rys. 1). trzeba było najpierw opracować, a potem własnoręcznie zbudować i przetestować urządzenia elektroniczne. pierwsze (jak się wydaje) prace poświęcone rozważanej problematyce powstały w połowie lat 70. ub.w. i zaowocowały całym szeregiem publikacji, które ukazały się w 1978 r. [5÷8]. głównym źródłem kłopotów był w tym czasie przetwornik pozwalający wprowadzić do powolnych ówczesnych komputerów obrazy dostarczane z dużą szybkością przez typowe (analogowe) kamery telewizyjne. zbudowanie takiego przetwornika przy zastosowaniu układów elektronicznych dostępnych w latach 70. było bardzo trudne, strumień informacji cyfrowej, który był produkowany przez taki przetwornik, był za duży i za szybki jak na możliwości ówczesnych komputerów. konieczne więc było stosowanie pamięci buforowych przechwytujących cyfrowy obraz – oczywiście pamięci także własnoręcznie budowanych z układów elektronicznych o bardzo małej skali integracji (rys. 2). mając jednak nakreślony cel, jakim była automatyzacja procesu wzbogacania surowców w górnictwie oraz mając (dzięki współpracy z kghm) praktycznie nieograniczone środki finansowe, z tytułu priorytetowego finansowania w połowie lat 70. prac badawczych dotyczących górnictwa, zbudowaliśmy system komputerowego przetwarzania obrazów, nazwany cesaro (cyfrowy eksperymentalny system analizy i rozpoznawania obrazów). był to wtedy drugi w polsce i jeden z pierwszych w europie systemów tego typu. cesaro był wielokrotnie opisywany w literaturze [9÷10] oraz stał się od razu bazą do prowadzenia szeregu różnych badań w dziedzinie komputerowej analizy obrazów [11÷12]. warto podkreślić, że w pracach związanych z budową i oprogramowaniem pierwszych polskich systemów wizyjnych nie brakowało różnych trudności i kłopotów, o których współcześnie pracujący badacze computer vision nie mają pojęcia, że mogły kiedykolwiek występować. obraz nie tylko trudno było wprowadzić do komputera, ale także bardzo trudno było go obejrzeć, gdy już tkwił w pamięci maszyny – na przykład po wykonaniu jakiejś operacji wchodzącej w skład jego przetwarzania oraz analizy. dzisiaj trudno to sobie wyobrazić, ale używane w tamtych czasach monitory i drukarki nie miały możliwości wyświetlania czy drukowania obrazów, gdyż były to urządzenia w ścisłym tego słowa znaczeniu alfanumeryczne. z wyświetleniem obrazu można sobie było poradzić w taki sposób, że do komputera dołączano (poprzez przetwornik cyfrowo-analogowy) typowy monitor studyjny (używany w studio telewizyjnym do podglądania emitowanego programu). stosowne oprogramowanie komputera skanowało jego pamięć, w której zawarty był interesujący nas obraz (na przykład będący wynikiem procesu przetwarzania) i wysyłało sygnały sterujące pracą przetwornika wyświetlającego obraz na ekranie. było z tym oczywiście sporo kłopotów w szczegółach (na przykład problem synchronizacji komputera z monitorem), ale dawało się to rozwiązać. prawdziwy problem pojawiał się w momencie, gdy trzeba było uzyskać trwałą kopię przetwarzanego albo analizowanego cyfrowego obrazu. w odróżnieniu od monitora, którego elektroniczna konstrukcja była w miarę przyjazna dla wszelrys. 1. dawne metody wprowadzania informacji do komputerów nie sprzyjały technice przetwarzania obrazów fig. 1. former methods of computer data entry did not support image processing technologies rys. 2. skonstruowany w agh pierwszy cyfrowy system wizyjny cesaro fig. 2. the first cesaro digital imaging system designed by agh [university of mining and metallurgy] 41przegląd spawalnictwa 1/2009 rys. 3. sposób przedstawiania obrazu cyfrowego z wykorzystaniem drukarki alfanumerycznej fig. 3. method of digital image presentation using an alphanumeric printer kich przeróbek, drukarki zawierały całą masę nieodzownych elementów mechanicznych, których wykonanie albo przeróbka w warunkach agh były bardzo utrudnione. mechanika precyzyjna (a raczej jej brak…) jest zresztą do dzisiaj czynnikiem limitującym możliwości uczelni w wielu ciekawych obszarach badawczych – na przykład mikrorobotów. wracając do problemu drukowania obrazów – okazało się, że jedyną szansą uzyskania „obrazopodobnego” zapisu na papierze jest technika nabijania na siebie znaków drukarskich w taki sposób, żeby łączny stopień zaczernienia papieru osiągnął pożądaną wartość. na rysunku 3 pokazano przykładowy wydruk obrazu uzyskany tą metodą. nie została żadna próbka alfanumerycznie generowanych obrazów naukowych, natomiast udało się znaleźć przedstawiony przykład takiego wydruku innego (znanego) obrazu. badania związane z przetwarzaniem obrazów ze względu na swoją unikatowość pod względem obszaru zastosowań (używano go m.in. do optymalizacji flotacji rud miedzi) cesaro był podstawą opracowań technologicznych, które były dosyć szeroko komentowane w środowisku specjalistów związanych z przeróbką surowców mineralnych [10, 13, 14]. po kilku latach doświadczeń z eksploatacją (stale rozbudowywanego) systemu cesaro, a także z projektowaniem nowych algorytmów przetwarzania obrazów oraz z programowaniem ich w sposób zapewniający dużą szybkość przetwarzania mimo ogromnego rozmiaru zbioru danych, jaki w systemie informatycznym reprezentuje każdy obraz – udało się w 1982 r. przedstawić pierwsze w polsce obszerne opracowanie metodologiczne, opisujące możliwości i ograniczenia technik obrazowych, będących wtedy wciąż jeszcze mało znaną nowością [15]. popularna wersja tego opracowania, opublikowana w czasopiśmie informatyka [16] była przez kilka następnych lat źródłem inspiracji do wielu prób budowy systemów wizyjnych w różnych ośrodkach naukowych na terenie całej polski (potwierdzają to cytowania wskazanego artykułu w pracach innych badaczy). zaletą systemu cesaro był wysoki poziom zaawansowania technicznego (oczywiście w stosunku do stanu nauki i techniki w czasach, w których powstał i był rozwijany). był on w całości budowany z łatwo dostępnych i relatywnie tanich elementów krajowych. dzisiejszym badaczom kryterium takie wydaje się zapewne dziwaczne i bezsensowne, bo do budowy określonego stanowiska badawczego staramy się dobierać elementy według ich jakości („tylko najlepsze są wystarczająco dobre”), a nie według kryterium kraju produkcji. rynek stał się rynkiem globalnym. w latach 80. było jednak inaczej. elementy i podzespoły pochodzące z importu były trudno osiągalne (czasem całkowicie nieosiągalne), a całkowicie „sufitowe” relacje kursów walut powodowały, że nawet najtańsze elementy pochodzące z zachodu były znacznie droższe od takich samych wyprodukowanych w ramach bloku wschodniego. dlatego prezentując system cesaro na różnych konferencjach, eksponowano jego konstrukcję opartą na podzespołach krajowych, bo to wtedy miało istotne znaczenie, zwłaszcza że porównanie możliwości funkcjonalnych i sprawności działania naszego systemu ze znanymi z literatury systemami innych badaczy dawało raczej zachęcające wyniki [17÷18]. zbudowawszy system cesaro, nie poprzestaliśmy na samym tylko jego uruchomieniu i zastosowaniu do różnych zagadnień praktycznych. poszukiwaliśmy także metod pozwalających na zwiększenie szybkości przetwarzania obrazów metodą wykorzystania faktu, że w spakowanej postaci obraz był rozmieszczony w pamięci komputera w taki sposób, że w jednej komórce pamięci mieściło się kilka pikseli [19]. w tamtych czasach struktura bajtowa nie była jedyną stosowaną, jak to ma miejsce dzisiaj, i używano także pojęcia komórki pamięci jako jednostki przetwarzanej w jednym cyklu pracy procesora. ta nieco egzotyczna z dzisiejszego punktu widzenia technika przyspieszania obliczeń okazywała się niekiedy nadspodziewanie skuteczna, co pozwalało na wzrost wydajności przetwarzania bez konieczności sięgania do architektur wieloprocesorowych. kolejne korzyści w zakresie oprogramowania naszego systemu wizyjnego udało się osiągnąć, wprowadzając nową i oryginalną architekturę oprogramowania wykorzystującą hierarchiczne zależności między operacjami wykonywanymi na obrazie przy różnym poziomie szczegółowości jego opisu [20]. te pomysły mogą budzić zainteresowanie jedynie jako ciekawostki, kiedyś jednak była to realna i ważna droga uzyskiwania zwiększonej wydajności procesu przetwarzania przy bardzo powolnych dostępnych wtedy komputerach. zbudowany system wizyjny zachęcał do prowadzenia badań nad różnymi obszarami jego zastosowań. ponieważ prace prowadzone były głównie w katedrze automatyki agh – obszarem pierwszych zastosowań stały się oczywiście zastosowania w automatyce [21] (na przykład w procesie ciągnienia szkła okiennego w hucie [22]), potem przyszła pora na próby zastosowań w robotyce [23÷25]. potem sięgnęliśmy do zastosowań telekomunikacyjnych [26] oraz medycznych [27], które na długo stały się głównym wątkiem rozwijanych w agh prac. systemy wieloprocesorowe cesaro2 coraz poważniejsze zadania, powierzane systemom przetwarzania obrazów, spowodowały, że mający już 10 lat system cesaro, mimo jego modyfikacji i stałego doskonalenia, przestał spełniać wymagania. w związku z tym pod koniec lat 80. przystąpiono w katedrze automatyki agh do budowy systemu cesaro2, którego cechą wyróżniającą była wieloprocesorowość [28, 29]. nowy system w dużej mierze oparty był na przesłankach biocybernetycznych i wykorzystywał rozwijaną w agh od wielu wcześniejszych lat teorię i praktykę systemów neuropodobnych [30]. dzięki popularyzacji idei budowy wieloprocesorowego systemu wizyjnego dla 42 przegląd spawalnictwa 1/2009 potrzeb robotyki [31] udało się zdobyć potrzebne środki i wieloprocesorowy system wizyjny cesaro2 został zbudowany (rys. 4). system ten był wykorzystywany eksperymentalnie jako wizyjne sprzężenie zwrotne dla robota przemysłowego typu irb6 (asea-piap), co stało się podstawą do napisania książki „systemy wizyjne robotów przemysłowych” [32], będącej pierwszą polską ogólnie dostępną monografią, w której przedstawiono zasady komputerowej analizy, przetwarzania i rozpoznawania obrazów wraz z ich praktyczną realizacją w postaci specjalizowanych układów elektronicznych. wydana rok wcześniej książka „rozpoznawanie obrazów” koncentrowała się bowiem na podejściach teoretycznych i algorytmicznych [33]. bogate możliwości prowadzenia z użyciem systemu cesaro2 badań różnych metod przetwarzania i rozpoznawania obrazów skierowały na początku lat 90. uwagę badaczy z agh na możliwości, jakie w tym zakresie dawała technika sieci neuronowych, które właśnie w tym czasie zaczęły zyskiwać rosnącą popularność. powstała wtedy praca [34] stanowiła pierwszy polski przegląd możliwości, jakie w tym zakresie dają się wskazać, zaś kolejna praca [35] proponowała konkretną metodologię wiązania techniki komputerowej analizy i przetwarzania obrazów z metodami i technikami sieci neuronowych. rozwijanie tej idei i tej drogi postępowania doprowadziło do powstania w całej polsce przynajmniej kilkunastu bardzo ciekawych prac doktorskich, bowiem połączenie techniki przetwarzania obrazów i sieci neuronowych okazało się wyjątkowo użytecznym narzędziem w niespodziewanie szerokim zakresie różnych zagadnień i problemów wynikających z potrzeb praktyki [36, 37]. przykładem dosyć nieoczekiwanego zastosowania połączonych technik obrazowych i neuronowych może być praca [38], pokazująca możliwości tych technik w zagadnieniach technologii żywności. w związku z tą szeroko potwierdzoną użytecznością praktyczną narzędzie będące połączeniem technik obrazowych i sieci neuronowych było także przedmiotem dosyć rozległych badań podstawowych prowadzonych w agh od 1992 r., a ukoronowanych między innymi publikacją [39]. z wykorzystaniem systemu cesaro2 wykonywano różne prace, między innymi podjęto jedne z pierwszych w polsce badania możliwości wykorzystania komputerowego rozpoznawania obrazów do odczytywania tekstów drukowanych i pisanych ręcznie. wyniki tych prac były podstawą zarówno prac naukowych, jak i serii opracowań popularnych [40, 41], przedstawiających możliwości tej (mało znanej wówczas) techniki szerokiej społeczności polskich informatyków. badania te później zaowocowały między innymi praktycznym rozwiązaniem wykorzystującym technikę optycznego czytania dokumentów do szybkiego wprowadzania do komputerowego systemu rekrutacyjnego ręcznie wypełnianych ankiet kandydatów na studia w agh oraz ciekawymi wynikami naukowymi [42]. a potem ruszyła lawina… opis pionierskich prac badawczych i konstrukcyjnych, dotyczących komputerowego przetwarzania obrazów, prowadzonych w agh od lat 70. xx wieku, wypada zakończyć na granicy połowy lat 90. nie dlatego, żeby później dalszych prac w tej dziedzinie w agh nie prowadzono. przeciwnie, w latach 90. oraz na początku xxi stulecia w agh powstało wiele bardzo ciekawych prac, poświęconych problematyce przetwarzania i rozpoznawania obrazów. rozpoczęto bardzo zaawansowane badania dotyczące rozpoznawania i rozumienia obrazów medycznych (prof. marek ogiela). podjęto ciekawy temat wideo-detektorów ruchu drogowego, wykorzystywanych przy systemach automatycznego monitoringu i sterowania ruchem drogowym (prof. andrzej adamski, dr zbigniew mikrut). prowadzone są prace zmierzające do realizacji coraz większej liczby zadań przypisanych do wizji komputerowej za pomocą specjalizowanych procesorów wykonanych w technologii fpga (dr marek gorgoń). podjęto i rozwiązano szereg ciekawych zadań związanych z wykorzystaniem techniki przetwarzania obrazów do różnych problemów automatyki przemysłowej (dr zbigniew bubliński i dr piotr pawlik). pewien przegląd tych późniejszych prac można znaleźć w publikacjach, a także w podręczniku, który powstał na ich podstawie [43÷47]. jednak mimo intensywnego rozwoju problematyki komputerowego przetwarzania, analizy, rozpoznawania i rozumienia obrazów w agh – dziedzina ta przestała być unikatowym wyróżnikiem. o przyszłość dyscypliny komputerowej analizy, przetwarzania i rozpoznawania obrazów martwić się nie musimy, bo trudzą się nad nią najlepsze umysły i najsilniejsze ośrodki badawcze w całej polsce. w związku z tym od czasu do czasu, nie za często, ale na przykład z okazji jubileuszu, warto wspomnieć także o przeszłości tej dziedziny – i to właśnie było celem tego artykułu. literatura [1] tadeusiewicz r.: rola technik cyfrowych w komunikacji społecznej oraz w kulturze i edukacji. w pracy zbiorowej: handzelewicz m. (red.): cyfrowy świat bibliotek – problemy techniczne, prawne, wdrożeniowe. cpi warszawa, 2006. [2] tadeusiewicz r., ogiela m. r.: intelligent recognition in medical pattern understanding and cognitive analysis. chapter in book: muhammad sarfraz (ed.): computer-aided intelligent recognition techniques and applications, john wiley & sons, ltd., hoboken, new jersey, 2005. [3] tadeusiewicz r., ogiela m. r.: picture languages in automatic radiological palm interpretation, international journal of applied mathematics and computer science, vol. 15, no. 2, 2005. [4] tadeusiewicz r., ogiela m.r.: new proposition for intelligent systems design: artificial understanding of the images as the next step of advanced data analysis after automatic classification and pattern recognition. in: kwasnicka h., paprzycki m. (eds.): intelligent systems design and applications, ieee computer society press, los alamitos, washington, brussels, tokyo, 2005. rys. 4. wieloprocesorowy system wizyjny cesaro2 fig. 4. cesaro2 multiple processor imaging system 43przegląd spawalnictwa 1/2009 [5] tadeusiewicz r.: rozpoznawanie obrazów. informatyka, nr 12, 1978. [6] tadeusiewicz r.: komputerowa analiza przydatności wybranych metod rozpoznawania obrazów w diagnostyce neuroinfekcji. w mat. ii krajowej konferencji biocybernetyka i inżynieria biomedyczna, gliwice, 1978. [7] tadeusiewicz r.: cyfrowe przetwarzanie obrazów telewizyjnych w celu ich analizy i rozpoznawania. w mat. iv symp. mpn weae agh, 1978. [8] kordek j., nipl r., nowikow p., romanowski j., szuba t., tadeusiewicz r.: rozpoznawanie obrazów optycznych w przeróbce surowców mineralnych. w mat. symp.: automatyzacja procesów przeróbki węgla, katowice, 1978. [9] tadeusiewicz r., kordek j., nipl r.: cyfrowy eksperymentalny system analizy i rozpoznawania obrazów cesaro. zeszyty naukowe agh, 1979. [10] kordek j., nipl r., sztaba k., tadeusiewicz r.: cesaro – the digital experimental system of analysis and recognition of images. 17-th international symposium on the application of computer and mathematics in the mineral industries, moskwa, 1980. [11] tadeusiewicz r.: programy analizy składu ziarnowego materiałów sypkich w systemie cesaro. zeszyty naukowe agh, 1979. [12] tadeusiewicz r., mikrut z.: komputerowa analiza współczynników kształtu ziaren z wykorzystaniem systemu cesaro. zeszyty naukowe agh, 1979. [13] sztaba k., nipl r., kordek j., tadeusiewicz r., romanowski j., nowikow p.: auswertung optischer aufnahmen bei der aufbereitung mineralischer rohstoffe. physikalische eigenschaften von kornmengen und kornschuttungen, leipzig, 1980. [14] j. kordek, r. nipl, k. sztaba, tadeusiewicz r.: eksperymentalnaja cifrowaja sistiema cesaro analiza i raspoznawania obrazow. primienienie ewm i matematiczieskich mietodow w gornom dielie – trudy 17-go miezdunarodnogo simpozjuma, moskwa, 1982. [15] tadeusiewicz r.: komputerowa analiza obrazów i jej zastosowania. elektrotechnika, tom i, zeszyt 2 1982. [16] tadeusiewicz r., pachowicz p.: cesaro – system analizy i rozpoznawania obrazów wizualnych. informatyka nr 7/8, 1983. [17] pachowicz p., tadeusiewicz r.: system cesaro jako propozycja wykorzystania krajowego sprzętu informatycznego do analizy i przetwarzania obrazów. vi ogólnopolska konferencja biocybernetyki i inżynierii biomedycznej, warszawa, 1983. [18] pachowicz p., tadeusiewicz r.: porównanie systemu cesaro z wybranymi systemami analizy i rozpoznawania obrazów, elektrotechnika, tom 3, zeszyt 2, 1984. [19] pachowicz p., tadeusiewicz r.: efektywność zastosowania przetwarzania pół-równoległego w sekwencyjnych systemach obrazowych. i krajowa konferencja „przetwarzanie sygnałów w telekomunikacji, sterowaniu i kontroli”, 1984. [20] tadeusiewicz r.: hierarchiczny system oprogramowania systemu analizy i rozpoznawania obrazów. i krajowa konferencja „przetwarzanie sygnałów w telekomunikacji, sterowaniu i kontroli”, 1984. [21] pachowicz p., tadeusiewicz r.: zadania, metody i zastosowania w automatyzacji procesów produkcyjnych komputerowej analizy obrazów. zastosowania komputerów w przemyśle, szczecin, 1983. [22] skowiniak a., tadeusiewicz r.: eine konzeption des visionssystems für die automatisierung der ziehmaschinen. 14 glastechnikertagung der ddr, pp. 42-44, berlin, 1987. [23] tadeusiewicz r.: rola podsystemu wizyjnego w systemie sterowania robota. prace naukowe instytutu cybernetyki technicznej pw, nr 75, wrocław, 1988. [24] tadeusiewicz r.: systemy wizyjne robotów przemysłowych. materiały iii krajowej konferencji naukowo-technicznej „przetwarzanie sygnałów w telekomunikacji, sterowaniu i kontroli”, bydgoszcz, 1988. [25] tadeusiewicz r.: systemy wizyjne dla robotów przemysłowych: rola, budowa, zastosowanie, zeszyty naukowe agh nr 1260, automatyka, nr 47, 1989. [26] tadeusiewicz r., pachowicz p.: cesaro – nowy system automatycznej analizy obrazów. wiadomości telekomunikacyjne, nr 5-6, 1984. [27] tadeusiewicz r.: metody rozpoznawania obrazów i ich medyczne zastosowania. jubileuszowy zjazd towarzystwa chirurgów polskich, kraków, 1989. [28] tadeusiewicz r.: wieloprocesorowe przetwarzanie obrazów. szkoła wizji komputerowej i sztucznej inteligencji, polska akademia nauk, ippt, mądralin, 1989. [29] tadeusiewicz r.: the multiprocessor architectures for image processing. lecture notes on computer vision and artificial intelligence, ossolineum, wrocław, 1990. [30] tadeusiewicz r.: modele sieci neuropodobnych i przetwarzania informacji w biologicznych systemach percepcyjnych. iv ogólnopolskie konwersatorium: cybernetyka – inteligencja–rozwój, ptc, siedlce, 1989. [31] tadeusiewicz r.: inteligentne oko robota, sprawy nauki, nr 5, 1992. [32] tadeusiewicz r.: systemy wizyjne robotów przemysłowych, wnt, warszawa, 1992. [33] tadeusiewicz r., flasiński m.: rozpoznawanie obrazów, pwn, warszawa, 1991. [34] tadeusiewicz r.: sieci neuronowe w rozpoznawaniu obrazów. mat. konf. „uniwersalność cybernetyki”, kraków, 1993. [35] mikrut z., tadeusiewicz r.: metodyka eksperymentów z sieciami neuronowymi rozpoznającymi obrazy, zeszyty naukowe agh, „automatyka”, nr 66, 1993. [36] tadeusiewicz r.: komputerowe systemy przetwarzania obrazów, rozdział w pracy zbiorowej „nowoczesna technika w kulturze, nauce i oświacie – komputery, audio, video, tvsat, multimedia, infostrady”, wok tarnów, 1995. [37] tadeusiewicz r., mikrut z.: pattern recognition using neural networks, proc. of the 8-th international conference „systemmodeling-control”, vol. 3 „artificial neural networks and their applications”, łódź, 1995. [38] tadeusiewicz r.: sieci neuronowe w przetwarzaniu i rozpoznawaniu obrazów, seminarium „komputerowa analiza obrazu w technologii żywności”, art, olsztyn, 1994. [39] tadeusiewicz r.: finding of optimal structure of the neural network for image processing and pattern recognition, invited session on neural networks for signal processing, ieee signal processing symposium, warszawa, 1996. [40] tadeusiewicz r.: optyczne czytniki (i), magazyn komputerowy enter, nr 6, 1992. [41] tadeusiewicz r.: optyczne czytniki (ii), magazyn komputerowy enter, nr 7, 1992. [42] mikrut z.: estimation of the hidden layer size based on analysis of neural networks for handwritten digit recognition, appl. math. and comp. sci., vol. 4, no. 3, 1994. [43] gorgoń m., mikrut z., tadeusiewicz r.: image processing systems at biocybernetic lab of agh: from ttl to modern fpga. in: colnaric m., adamski m., węgrzyn m.: real-time programming, ifac publications, elsevier, 2003. [44] gorgoń m., wiatr k., mikrut z., tadeusiewicz r.: rekonfigurowalne architektury systemów sprzętowych do przetwarzania i analizy obrazów w pracach agh, elektronizacja – podzespoły i zastosowania elektroniki, nr 7-8, 2003. [45] tadeusiewicz r., gorgoń m., wiatr k., mikrut z.: reconfigurable image processing architectures – research and current state of art at the agh technical university, in: plaks t. p., athanas p.m. (eds.): proceedings of the international conference on engineering of reconfigurable systems and algorithms ersa’02, las vegas, 2002. [46] gorgoń m., tadeusiewicz r.: hardware based image processing library for virtex fpga, in schewel j., athans p.m., dick ch.h., mchenry j.t.: reconfigurable technology – fpgas for computing and applications ii, proceedings of spie, vol. 4212, boston, 2000. [47] tadeusiewicz r., korohoda p.: komputerowa analiza i przetwarzanie obrazów, wydawnictwo fundacji postępu telekomunikacji, kraków, 1997. ps 8 2018 www bez reklam 47przegląd  spawalnictwa vol. 90 8/2018 wpływ parametrów trymowania (usuwania wypływki)  na wybrane właściwości złączy zgrzewanych tarciowo influence of flash removal parameters on indicated friction welded joints properties mgr inż. toporowski kacper – gkn driveline polska sp. z o.o., dr inż. piwowarczyk tomasz, prof. dr hab. inż. ambroziak  andrzej – politechnika wrocławska.  autor korespondencyjny/corresponding author: tomasz.piwowarczyk@pwr.edu.pl streszczenie w artykule opisano aspekty praktyczne zgrzewania tarciowego, ze szczególnym zwróceniem uwagi na proces trymowania – obróbki ubytkowej wypływki bezpośrednio po zgrzewaniu. na przykładach produkcyjnych wytłumaczono cel trymowania i zaprezentowano jego alternatywy. analizowano wpływ wybranych parametrów obróbki (prędkość obrotowa, posuw oraz czas) na wybrane właściwości zgrzein tarciowych. próbki wykonane przy zmiennych parametrach trymowania poddano badaniom wizualnym, analizie metalograficznej (makroi mikrostruktura) oraz pomiarom twardości. dodatkowo dla skrajnych wyników przeprowadzono analizę z wykorzystaniem kamery termowizyjnej. na podstawie przeprowadzonych badań i testów określono wpływ parametrów obróbki na jakość zgrzein tarciowych. słowa kluczowe: trymowanie; zgrzewanie tarciowe; wypływka; parametry obróbki abstract the practical aspects of friction welding were described in this paper including especially flash removal process occuring directly after welding. to explain the purpose of those processes the production examples and thier alternatives have been shown. the analysis has been prepared based on studies by adjusting significant process parameters (rotation speed, feedrate, time) on indicated welds properties. samples made with variable flash removal parameters were subjected to visual tests, metallographic analysis (macro and microstructure) and hardness measurements. additionally a thermal analysis has been prepared for extreme results. based on described research, the influence of process parameters on the friction welds quality was determined. keywords: flash removal; friction welding; flash; machining parameters wprowadzenie – aspekty praktyczne zgrzewania tarciowego  w przemyśle motoryzacyjnym w przemyśle motoryzacyjnym wykorzystywane są liczne techniki wytwarzania elementów składowych półosi samochodowych. jedną z nich jest proces zgrzewania tarciowego [1÷10]. za pomocą tej technologii wytwarzane są zarówno części przegubów homokinetycznych, jak i łączące je osie. technika ta pozwala uzyskać trwałe i funkcjonale połączenia elementów rurowych oraz prętowych, wykonanych z materiałów jednoi różnoimiennych. w przypadku branży automotive najczęściej są to stale niskostopowe (o niskiej/średniej zawartości węgla). w zależności od konfiguracji półosi, wymagań klienta, kosztów produkcji oraz wydajności urządzeń, komponenty zgrzewane tarciowo stanowią często wybieraną alternatywę dla pozostałych technik spajania. do największych jej zalet z pewnością należy zaliczyć stabilność samego procesu, powtarzalność wyników oraz relatywnie niski toporowski kacper, piwowarczyk tomasz, ambroziak andrzej przeglad welding technology review i bardzo zbliżony koszt produkcji dla wszystkich komponentów z danej rodziny [1÷10]. proces zgrzewania tarciowego można podzielić na pięć następujących bezpośrednio po sobie etapów przedstawionych na rysunku 1. pierwsze cztery fazy procesu występują dla każdego produkowanego detalu, jednak ostatnia (usuniecie wypływki) stosowana jest w zależności od konfiguracji półosi. w porównaniu z innymi zabiegami stosowanymi w procesie zgrzewania tarciowego, proces usunięcia wypływki należy do najbardziej kosztownych w przeliczeniu ekonomiki produkcji na detal. w przypadku wytwarzania osi zgrzewanych łączących przeguby homokinetyczne usunięcie wypływki jest konieczne, gdy opaska chroniąca przegub jest zapinana za zgrzeiną (patrząc od strony czoła osi – rys. 2). gdyby wypływka nie została usunięta pojawiłby się problem z montażem opaski oraz możliwość potencjalnego jej uszkodzenia (przecięcia o krawędź zgrzeiny) i wypłynięcia smaru. przy produkcji elementów przegubów zgrzewanych tarciowo (korpusów i tulipów), wypływka usuwana jest dla każdego detalu ze względu na późniejszy montaż łożyska doi:.http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v90i8 .924 48 przegląd  spawalnictwa vol. 90 8/2018 rys. 1. etapy procesu zgrzewania tarciowego fig. 1. friction welding process phases rys. 2. przykład elementu zgrzewanego tarciowo z pozostałą (a) i usuniętą wypływką (b) fig. 2. example of a friction welded element with (a) and without flash (b) faza 1 – pozycja początkowa: • montaż detali (uchwyt wrzeciona + szczęki imadła) • detal wewnątrz uchwytu wrzeciona zostaje wprawiony w ruch obrotowy • dojazd imadła w kierunku wrzeciona faza 3 – tarcie właściwe (nagrzewanie i skrócenie detali): • następuje gwałtowny wzrost ciśnienia w układzie • wzrost temperatury zgrzeiny jest następstwem siły tarcia powstałej na powierzchni styku detali • łączone materiały stają się plastyczne faza 5 – usunięcie wypływki: • imadło zostaje otworzone • zgrzany komponent zamontowany na uchwycie wrzeciona zostaje wprawiony w ruch obrotowy • trymer schodząc do pozycji 0 usuwa wypływkę faza 2 – tarcie wstępne: • dochodzi do styku dwóch elementów zgrzewanych pod niskim ciśnieniem, następuje usunięcie zanieczyszczeń z powierzchni styku oraz przygotowanie do kolejnej fazy tarcia • w tej fazie nie dochodzi do ubytku materiału faza 4 – docisk: • wrzeciono zostaje zatrzymane • zaaplikowana siła f2 powstała na skutek wywieranego ciśnienia, większa niż siła f1, zapewnia skrócenie docisku • następuje finalne uplastycznienie materiału a) b) 49przegląd  spawalnictwa vol. 90 8/2018 na średnicy położonej pomiędzy kielichem detalu a zgrzeiną (rys. 3). obecność wypływki nie pozwala na nabicie łożyska, dlatego stosowana jest jedna z trzech metod jej usunięcia. metody usuwania wypływki zgrzeiny wybór metody usunięcia wypływki zgrzeiny poparty jest zazwyczaj analizą czynników produkcyjno-kosztowych. w przypadku produkcji na skalę masową istnieje kilka głównych czynników determinujących jej wybór. wśród nich należy wymienić: – możliwości przeprowadzenia zabiegu na maszynie; – wydajność maszyn; – wydajność pracownika/pracowników; – koszt zabiegu na detal. w przemyśle motoryzacyjnym wykorzystywane są głównie trzy metody ścinania zgrzeiny: – trymowanie (usunięcie gorącej wypływki w zgrzewarce, faza nr 5 zgrzewania tarciowego, rys. 1); – usuwanie gorącej zgrzeiny poza zgrzewarką; – toczenie „na twardo” (zabieg wykonywany jest w późniejszej operacji toczenia). metoda pierwsza, nazywana branżowo trymowaniem, jest najbardziej rozpowszechniona i najczęściej stosowana. obecnie wszystkie maszyny przeznaczone do produkcji elementów przeniesienia napędu w branży automotive są wyposażone w trymer, czyli narzędzie uzbrojone w wymienną płytkę skrawającą, najczęściej wykonaną z węglika spiekanego. zapewnia on możliwość usunięcia wypływki bezpośrednio po fazie docisku procesu zgrzewania tarciowego. jest to zabieg najbardziej ekonomiczny (relatywnie niski koszt narzędzi), najszybszy oraz nieangażujący dodatkowych pracowników i niewymagający dodatkowych nakładów inwestycyjnych. stosowanie metody nr 2 – usunięcia gorącej wypływki poza zgrzewarką – związane jest z koniecznością zaangażowania dodatkowej osoby lub automatyzacją tej części procesu, co przekłada się na wydatki inwestycyjne. wprawdzie niektóre z ww. niedogodności wykazują pewne zalety, (np. automatyzacja zwykle generuje oszczędność czasu trymowania do kilku sekund/element), ale generalnie są one obciążeniem zarówno produkcyjnym, jak i ekonomicznym. w przypadku ręcznego usuwania wypływki przez operatora, zatrudnienie dodatkowego pracownika nie będzie wymagane, gdy czas cyklu zgrzewania będzie na tyle długi, że operator zdąży wykonać czynności związane z obsługą maszyny oraz usunąć wypływkę. w praktyce produkcyjnej dzieje się to bardzo rzadko, zazwyczaj przy zgrzewaniu elementów pełnych (prętów) o dużych średnicach. większość firm stara się ustandaryzować swoje procesy, dlatego najczęściej wybierana jest jedna metoda usuwania wypływki dla wszystkich konfiguracji z danej linii produkcyjnej lub z danego obszaru. usuwanie ręczne wypływki wiąże się również z potencjalnym zagrożeniem bhp. najczęściej proces zgrzewania tarciowego nie jest operacją końcową. występuje po nim np. obróbka cieplna czy operacja toczenia. trzecia z metod polega na usunięciu ostudzonej do temperatury pokojowej wypływki (w zależności od materiałów wyjściowych i parametrów procesu może osiągnąć nawet do 620 hv1 [badania własne]) podczas dodatkowego zabiegu tokarskiego, który jest przeprowadzany np. za pomocą specjalnych płytek skrawających c-bn (borazon), czyli polimorficznych odmian azotku boru. w zależności od grubości detalu (lub ścianki w przypadku komponentów rurowych) oraz wynikowego skrócenia materiałów, stosowanie zabiegu toczenia może znacznie wydłużać całkowity czas operacji zgrzewania. podczas zgrzewania tarciowego średnica wypływki może mieć nawet kilkanaście milimetrów więcej niż średnica zewnętrza wyjściowych detali zgrzewanych. wiąże się to z koniecznością przeprowadzenia kilku przejść narzędzia podczas toczenia, co z kolei powoduje wydłużenie czasu cyklu. w związku z tym ostatnia metoda usuwania wypływki jest najdroższą z wymienionych, zarówno ze względu na koszt narzędzi, jak i wydłużony czas pracy maszyn (spadek wydajności produkcyjnej). charakterystyka procesu trymowania jak wspomniano powyżej, proces trymowania jest jedną z najczęściej wybieranych metod usuwania wypływki powstałej podczas procesu zgrzewania tarciowego. następuje bezpośrednio po fazie docisku. na etapy procesu trymowania składają się: – otwarcie imadła trzymającego detal; – odjazd imadła do pozycji bezpiecznej, ustalonej w programie dla danej referencji; – załączenie obrotów wrzeciona; – zejście noża do ustalonej pozycji; – usunięcie wypływki; – powrót noża do pozycji wyjściowej; – zatrzymanie obrotów wrzeciona; – zwolnienie detalu z uchwytu wrzeciona. można wyróżnić trzy podstawowe parametry procesu obróbki: – prędkość obrotowa [obr/min]; – posuw noża [mm/obr] lub [bar]; – czas trymowania [s]. w większości konwencjonalnych zgrzewarek prędkość obrotowa podczas zabiegu trymowania jest stała. zgrzewarki wyposażone są w przekładnię, która jest załączana podczas rozpoczęcia fazy nr 5 procesu zgrzewania. nowsze maszyny posiadają płynną regulację prędkości obrotowej, co pozwala na przeprowadzenie optymalizacji procesu i uzyskanie korzystniejszych rezultatów w aspekcie żywotności narzędzi. posuw noża w nowszych zgrzewarkach, gdzie trymer sterowany jest numerycznie, wyrażany jest podobnie jak w przypadku tokarek jako [mm/obr], zaś w starszych modelach jako ciśnienie noża [bar], sterowany hydraulicznie na zasadzie położenia on-off. czas trymowania odpowiada czasowi trwania zabiegu usuwania wypływki, od momentu gdy nóż dojeżdża do pozycji ustalonej jako pozycja wyjściowa, przez skrawanie właściwe, aż do momentu zakończenia procesu i powrotu narzędzia do pozycji początkowej. dobór podstawowych parametrów odbywa się podczas walidacji procesu tj. produkcji prototypów spełniających wszystkie wymagania geometryczne, metalograficzne i wytrzymałościowe opisane przez normy, wymagania klienta oraz dokumentację rysunkową. rys. 3. przykład korpusu zgrzewanego tarciowo z obecną wypływką fig. 3. example of a friction welded monoblock outerrace with flash 50 przegląd  spawalnictwa vol. 90 8/2018 badania własne  – wpływ wybranych parametrów  na proces trymowania część badawcza obejmowała przeprowadzenie analizy wpływu poszczególnych parametrów procesu trymowania na wybrane właściwości złączy zgrzewanych tarciowo. w tablicy i przedstawiono program badań w aspekcie wybranych parametrów procesowych. wykresy wzbogacono o wyniki dla próbek z grupy pierwszej, czyli wzorców. pierwszym zbadanym parametrem procesu trymowania została prędkość obrotowa n [obr/min]. na rysunku 6 przedstawiającym wyniki dla próbek z podgrupy nr 2 można zaobserwować, że zmienność parametru nie wpływa w żaden sposób na twardość od strony rury, wszystkie cztery próbki prezentują niemalże jednakowe rezultaty. natomiast w momencie przejścia przez środek zgrzeiny na stronę odkuwki widoczne są różnice analizowanych przebiegów. różnica twardości pomiędzy próbkami skrajnymi (z uwzględnieniem próbki nr 1) w odległości od środka połączenia równej 0,45 mm (punkt drugi na rys. 4 po stronie odkuwki) wynosi 132 jednostek hv1, zaś maksymalna różnica (punkt 5 – 1,5 mm) – 185 hv1. jest to wartość duża, sugerująca możliwą zmianę struktury w tym obszarze. różnice uwzględniające jedynie zmianę prędkości obrotowej (próbki 2, 3, 4) są odpowiednio mniejsze, ale również wyraźne (67 hv1 dla punktu 2 – 0,45 mm i 96 hv1 dla punktu 5 – 1,5 mm). tablica i. wybrane parametry procesowe table i. selected process parameters lp. prędkość  obrotowa  [obr/min] ciśnienie  noża [bar] czas trymowania [s] sterowany  parametr 1 – – – próbka nominalna nieobrobiona 2 800 60 3 próbka nominalna obrobiona 3 600 60 3 prędkość obrotowa4 1000 60 3 5 800 30 3 ciśnienie noża6 800 90 3 7 800 60 1 czas trymowania8 800 60 5 detal, dla którego wykonano pakiet badań składał się z dwóch różnoimiennych elementów rurowych (rura i odkuwka) wykonanych ze stali o zawartości węgla w zakresie 0,3÷0,6% i grubości ścianki 3 mm (gatunki stali stanowią firmowe dane poufne). skład chemiczny rury jest bardzo podobny do składu materiału, z którego wykonano odkuwkę. znaczącą różnicą jest większa obecność dodatku stopowego mn oraz obecność pierwiastków takich jak ti oraz b w materiale odkuwki. warto zaznaczyć, że materiał ten w późniejszych operacjach poddawany jest zabiegom obróbki cieplnej, w przeciwieństwie do rury, która nie jest już później obrabiana. wszystkie analizowane próbki wykonane zostały z zastosowaniem jednakowych parametrów zgrzewania. w celu porównania wpływu procesu trymowania na wybrane właściwości zgrzein fazy zgrzewania od 1 do 4 przebiegały w tych samych warunkach. złącza zostały wyprodukowane w krótkich odstępach czasowych. spektrum przygotowanych próbek podzielono na podgrupy: – podgrupa 1: próbki wzorcowe, 1 nieobrobiona (pominięta faza 5 zgrzewania) oraz 2 detal wyprodukowany na nominalnych parametrach trymowania, stosowanych w produkcji seryjnej; – podgrupa 2: sterowanie prędkością obrotową – próbki 3, 4; – podgrupa 3: sterowanie ciśnieniem posuwu noża – próbki 5, 6; – podgrupa 4: sterowanie czasem trymowania – próbki 7, 8. analizy rozpoczęto od pomiarów rozkładu twardości wykonanych przez całą strefę złącza (materiał rodzimy 1 – swc – zgrzeina – swc – materiał rodzimy 2) na szerokości 10 mm. do badań rozkładu twardości wykorzystano pomiar metodą vickersa przy obciążeniu 1 kg. poniżej zaprezentowane zostały trzy wykresy (rys. 4÷6) przedstawiające przebiegi twardości dla każdej z grup, w których badany był jeden z parametrów oraz jeden wykres zbiorczy (rys. 7). rys. 4. przebieg rozkładu twardości zgrzeiny dla zmiennego parametru prędkości obrotowej fig. 4. weld hardness distribution for a variable rotational speed parameter rys. 5. przebieg rozkładu twardości zgrzeiny dla zmiennego parametru ciśnienia posuwu noża fig. 5. weld hardness distribution for the variable parameter of a tool feedrate pressure zależności zaprezentowane na rysunku 5 przedstawiającym wyniki dla badanej podgrupy nr 3 są od strony lewej podobne jak dla podgrupy poprzedniej, tj. zmiana ciśnienia odpowiedzialnego za posuw noża nie ma wpływu na twardość materiału po stronie rury. maksymalna różnica twardości w tym przypadku wynosząca ok. 145 hv1 dla punktów położonych najbliżej linii zgrzeiny. jest to o ok. 40 jednostek hv1 mniej niż w podgrupie poprzedniej. można również zaobserwować wyraźną zależność wzrostu twardości materiału po stronie odkuwki wraz ze wzrostem ciśnienia posuwu noża. różnica otrzymanej twardości materiału w kolejnych punktach po stronie odkuwki wynosi 74 hv1 (punkt pomiarowy 1) czy 102 hv1 (punkt pomiarowy 5). twardość maksymalna przy nastawie ciśnienia noża p = 90 bar jest największa dla wszystkich ośmiu próbek i wynosi 487 hv1, (porównywalnie z wynikiem dla próbki nr 4 – 484 hv1, rys. 4). ostatnim z badanych parametrów był czas trymowania. na rysunku 6 przedstawiono zbliżone wyniki dla wszystkich trzech przebiegów parametru t (próbki 2, 7, 8). można na tej podstawie wysnuć wniosek, że zmiana czasu trymowania nie wpływa wyraźnie nie zmianę twardości obrabianych tw ar do ść  p oł ąc ze ni a  zg rz ew an eg o,  h v 1 miejsce wykonywania pomiaru, mm tw ar do ść  p oł ąc ze ni a  zg rz ew an eg o,  h v 1 miejsce wykonywania pomiaru, mm 51przegląd  spawalnictwa vol. 90 8/2018 zgrzein. zauważalna jest jednak różnica pomiędzy ww. próbkami a wzorcem nr 1. wszystkie cztery przebiegi mają podobny kształt, jednak wykres twardości materiałowej dla próbki nr 1 wykazuje dla pierwszych sześciu pomiarów po stronie odkuwki wyniki średnio o ok. 90 hv1 mniejsze od pozostałych (do ok. 2,2 mm od strony połączenia). rys. 6. przebieg rozkładu twardości zgrzeiny dla zmiennego parametru czasu trymowania fig.  6. weld hardness distribution for the variable flash removal time parameter na wykresie zbiorczym (rys. 7) przedstawiono wszystkie rozkłady twardości jakie otrzymano dla analizowanych ośmiu próbek. na jego podstawie można stwierdzić, że wzrost twardości w porównaniu do próbki wzorcowej nr 1 następuje po stronie odkuwki i jest szczególnie widoczny do ok. 3 mm od środka połączenia. wszystkie wyniki wykazują jednakowy przebieg przez całą zbadaną stronę rury. rys. 7.  przebiegi rozkładów twardości dla wszystkich analizowanych próbek fig. 7. processes of hardness distributions for all analyzed samples rys. 8. makroi mikrostruktura badanych próbek fig. 8. macroand microstructure of tested samples kolejne badania właściwości złączy zgrzewanych obejmowały analizę metalograficzną. dla każdej próbki wykonano zdjęcia, przedstawiające makrooraz mikrostrukturę materiału. na zdjęciach (rys. 8) na górze połączenia przedstawiona jest odkuwka, poniżej – rura. przed badaniem próbki zostały odpowiednio przygotowane (inkludowanie, szlifowanie, polerowanie, trawienie roztworem nitalu 3%). obserwację makrostruktury przeprowadzono przy powiększeniu 12,5x. wszystkie ze zbadanych próbek prezentowały zbliżone charakterystyki: – na całej długości zgrzeiny występuje połączenie metaliczne; – brak mikropęknięć (na rys. 8f÷8h widoczne są defekty powstałe po trawieniu); – w strefie wypływki na rurze oraz odkuwce zaobserwowano rozrost ziarna; – na odkuwce za swc pojawia się miejscowo rozrost ziarna; – ukierunkowanie włókien w strefie odkształcenia plastycznego materiału prawidłowe; – podobna długość swc. na zdjęciach makrostruktury zaznaczono obszar badanej w późniejszych etapach mikrostruktury, który dla wszystkich próbek został zlokalizowany w środku połączenia metalicznego. sprawdzono mikrostrukturę w całym obszarze swc, jednak z punktu widzenia badań najistotniejsze było miejsce połączenia przedstawione na rysunku 8. badania mikrostruktury przeprowadzono przy powiększeniu 500x. a) b) c) d) e) f) g) h) próbka 1 próbka 5 próbka 3 próbka 7 próbka 2 próbka 6 próbka 4 próbka 8 miejsce wykonywania pomiaru, mm tw ar do ść  p oł ąc ze ni a  zg rz ew an eg o,  h v 1 tw ar do ść  p oł ąc ze ni a  zg rz ew an eg o,  h v 1 miejsce wykonywania pomiaru, mm 52 przegląd  spawalnictwa vol. 90 8/2018 zbadana i opisana powyżej twardość materiału związana jest z jego mikrostrukturą. jej wzrost jest następstwem transformacji struktury. oznacza to, że pojawia się coraz więcej twardszych niż ferrytyczno-perlityczna struktura wyjściowa faz, w tym wypadku martenzytu i bainitu. w większości połączeń otrzymywanych metodą zgrzewania tarciowego (w zależności od procentowego udziału węgla w elementach zgrzewanych), znaczący udział twardych ziaren martenzytu w strukturze jest niedopuszczalny, ze względu na możliwość kruchego pęknięcia połączenia na skutek obniżenia wytrzymałości zmęczeniowej, która w przypadku automotive jest charakterystyką krytyczną. struktura rury różni się od struktury odkuwki, szczególnie w badanym obszarze na środku połączenia metalicznego. związane jest to głównie z innym składem materiałowym komponentów. występuje tam niemal w całości struktura ferrytyczno-perlityczna, co również pokrywa się z rozkładem twardości otrzymanym dla wszystkich próbek po stronie rury, która jest mniejsza niż 300 hv1. natomiast po stronie odkuwki występuje struktura bardziej różnorodna, zanika udział ferrytu kosztem większego udziału perlitu. pojawiają się ziarna martenzytu i bainitu (szczególnie dla próbek z usuniętą wypływką). na złożoność struktury ma wpływ zarówno obecność procesu trymowania, jak i jego parametry. w celu oceny wpływu parametrów procesu trymowania na transformację mikrostruktury oraz zmianę twardości zbadano różnicę w przebiegach temperatur jakie towarzyszyły procesom w dwóch skrajnych przypadkach: próbka nr 1 – wzorzec oraz próbka nr 4 – prędkość obrotowa 1000 obr/min, ciśnienie posuwu noża 60 bar, czas trymowania 3 s (próbka nr 6 wykazała największą twardość jedynie w pierwszym odcisku pomiarowym po stronie odkuwki, dlatego do badań wybrano próbkę nr 4, która w pierwszych siedmiu pomiarach wykazała największe twardości poza punktem odległym o 0,15 mm od środka połączenia). pomiarów dokonano za pomocą kamery termowizyjnej flir t640, gdzie dobrano stosowny współczynnik emisyjności materiału ε = 0,80 otrzymany podczas walidacji procesu i kalibracji kamery dla próbek zgrzewanych tarciowo [11]. temperatura, która dla badanych próbek występuje po zakończeniu fazy docisku, osiągnęła niespełna 1100 °c (rys. 9) i jest to wyjściowa temperatura do rozpoczęcia badań nad fazą nr 5 procesu zgrzewania tarciowego. na rysunku 10 przedstawiono przebiegi zmian maksymalnej temperatury zgrzeiny w czasie dla badanych próbek. rysunki 11 i 12 zostały wykonane z wykorzystaniem filtru wygaszającego wartości temperatury poniżej 100 °c. rys. 9. pomiar temperatury rozpoczęcia fazy 5 procesu zgrzewania tarciowego fig. 9. temperature measurement result at the beginning of friction welding phase no 5 rys. 11. temperatura maksymalna zgrzeiny dla próbki nr 1, czas cyklu – 2 s (a) i próbka nr 4, czas cyklu – 2 s (b) fig. 11. maximum weld temperature of sample no. 1, cycle time – 2 s (a) and sample no. 4, cycle time – 2 s (b) rys. 10. przebiegi zmian maksymalnej temperatury zgrzeiny dla badanych próbek w czasie trymowania fig. 10. changes of maximum weld temperature during flash removal przedstawiają one otrzymane wyniki pomiarów dla badanych próbek w drugiej i piątej sekundzie cyklu trymowania. porównując rysunki 11a i 11b można dostrzec, że styk płytki trymera (widoczny na rys. 11b) odbiera ciepło zgrzeinie. różnica temperatur jest również widoczna na całym przebiegu przedstawionym na rysunku 10. od drugiej sekundy cały przebieg próbki 4 został obniżony w stosunku do przebiegu próbki 2 o wartość w przybliżeniu 80 °c. szybkość odbieranego zgrzeinie ciepła podczas ścinania wypływki jest zależna od parametrów procesu trymowania. na wykresie można zaobserwować, że od 2 sekundy spadek temperatur dla analizowanych próbek jest porównywalny, np. spadek temperatury w trzeciej sekundzie ∆t3_p1 = 54 °c, ∆t3_p4 = 51 °c . a) b) m ak sy m al na  te m pe ra tu ra  z gr ze in y  t,  ° c czas, s 53przegląd  spawalnictwa vol. 90 8/2018 literatura [1] ambroziak a.: zgrzewanie tarciowe materiałów o różnych właściwościach, wydawnictwo politechniki wrocławskiej, wrocław 2011. [2] pilarczyk j.: procesy spajania, poradnik inżyniera spawalnika, tom ii, wnt, warszawa 2005. [3] klimpel a.: spawanie zgrzewanie i cięcie metali. technologie, wydawnictwa naukowo-techniczne, warszawa, 1999. [4] satyanarayana v.v., madhusudhan reddy g., mohandas t.: dissimilar metal friction welding of austenitic–ferritic stainless steels, journal of materials processing technology, vol. 60, issue 2, 2005. [5] ambroziak a.: zgrzewanie tarciowe metali trudno topliwych w cieczy na tle innych metod spajania, prace naukowe instytutu technologii maszyn i automatyzacji politechniki wrocławskiej, monografie, 1998. [6] ambroziak a.: dobór warstw przejściowych dla różnoimiennych złączy zgrzewanych tarciowo, biuletyn instytutu spawalnictwa w gliwicach, r. 43, nr 5, 1999. podsumowanie  na podstawie analizy wyników otrzymanych z przeprowadzonych badań wynika, że proces trymowania może mieć znaczący wpływ na własności złączy zgrzewanych tarciowo w zależności od materiałów łączonych komponentów. w przypadku rury ciepło odbierane przez kontakt zgrzeiny z nożem i ścięcie gorącej wypływki nie ma wpływu na transformację mikrostruktury oraz wzrost twardości. natomiast w materiale do ulepszania cieplnego, z którego została wykonana odkuwka, powstałe zmiany są znaczące. na skutek szybszego chłodzenia zgrzeiny, powstałego podczas procesu usuwania gorącej wypływki, zależnego od dwóch parametrów tj. prędkości obrotowej i ciśnienia posuwu noża w strukturze pojawiają się twardsze niż ferrytyczno-perlityczna struktura materiału fazy martenzytu i bainitu, których ilość jest zależna od prędkości chłodzenia, a więc od parametrów procesu trymowania. w artykule dowiedziono, że wzrost obu z parametrów wiąże się z szybszym chłodzeniem zgrzeiny, a zatem ze wzrostem twardości materiałowej. zbyt gwałtowny odbiór ciepła może spowodować powstanie bardzo dużego udziału fazy twardego martenzytu, a co za tym idzie – obniżyć własności wytrzymałościowe połączenia i na skutek cyklicznych obciążeń dynamicznych doprowadzić do jego zerwania, które w konsekwencji może spowodować zagrożenie życia osób użytkujących pojazd. [7] taban e., gould j.e., lippold j.c.: dissimilar friction welding of 6061-t6 aluminum and aisi 1018 steel: properties and microstructural characterization, materials & design, volume 31, issue 5, 2010. [8] thomas w.m., nicholas e.d., watts e.r., staines d.g.: friction based welding technology for aluminium, materials science forum, vols. 396-402, 2002. [9] sathiya p., aravindan s., noorul haq a.: effect of friction welding parameters on mechanical and metallurgical properties of ferritic stainless steel, the international journal of advanced manufacturing technology, volume 31, issue 11-12, 2007. [10] maalekian m.: friction welding – critical assessment of literature, science and technology of welding and joining, volume 12, issue 8, 2007. [11] więcek b., de mey g.: termowizja w podczerwieni. podstawy i zastosowania, wydawnictwo pak, warszawa, 2011. rys. 12. temperatura maksymalna zgrzeiny dla próbki nr 1, czas cyklu – 5 s (a) i próbka nr 4, czas cyklu – 5 s (b) fig. 12. maximum weld temperature of sample no. 1, cycle time – 5 s (a) and sample no. 4, cycle time – 5 s (b) a) b) 201113_pspaw.pdf 36 przegląd spawalnictwa 13/2011 zenon ignaszak joanna ciesiółka uwarunkowania i perspektywy badań nieniszczących odlewów przed poddaniem ich eksploatacji, cz. i conditions and perspectives for non-destructive testing  of castings before they service, part i zenon ignaszak – politechnika poznańska, joanna ciesiółka – jotez. streszczenie w ostatnich kilkunastu latach postawiono na optymalizowanie rozwiązań technologiczno-konstrukcyjnych, stosując metody symulacji procesów odlewania i naprężeń w eksploatacji odlewów. wyniki badań nieniszczących służyły do walidacji modeli użytych w systemach symulacyjnych. w niniejszym artykule porównano stan aktualny oczekiwań wobec badań nieniszczących odlewów surowych i po obróbce, z trendami jakie pojawiają się w odlewnictwie światowym i w optymalizowaniu warunków odbioru, zgodnie z wymaganiami eksploatacyjnymi. jako przykład dla odlewu testowego belki o wymiarach 160x1600x1200 mm z nieciągłościami i bez nieciągłości, zasygnalizowano jak można wykorzystać wyniki tomografii ut-3d (phased array) do identyfikacji rzeczywistego rozkładu nieciągłości oraz jak można to uwzględnić podczas obliczeń symulacyjnych. umożliwia to precyzyjniejsze szacowanie mapy naprężeń i wskazuje realną drogę do efektywnego zoptymalizowania konstrukcji odlewu i technologii odlewania. abstract during over a dozen years the technological solutions to optimize the design using the method of casting process and stress simulation in the casting life were realized. the ndt results were used to validate models used in simulation systems. this article compares the current state expectations for non-destructive testing of raw castings and after machining with the trends emerging in the global foundry industry, and optimizing the conditions for acceptance in accordance with operational requirements. as example, for the test beam casting (dimensions – 160x160x1200 mm), with discontinues and without discontinues occurrence, were signalized how it can be exploit the ut-3d tomography (phased array) results to determine the real discontinues distribution and how it can be consider in stress simulation during exploitation period. it enables more accurate estimation of stresses map and indicates real way to effective castings construction and technology optimization. wstęp kierujący zamawianym całym projektem pbzkbn-114/t08/2004 prof. j.sobczak, dyrektor instytutu odlewnictwa w krakowie, we wstępie do podsumowującej monografii [1] napisał: „obecnie 90% wszystkich dóbr i artykułów przemysłowych w takiej czy innej formie zawiera w sobie odlewy, począwszy od aparatów latających, samochodów poprzez potężne urządzenia energetyczne, a skończywszy na telefonach komórkowych i komputerach” i dalej „… w ostatnim czasie następuje powrót do technologii tradycyjnych, w tym zwłaszcza odlewnictwa. przejawia się to nie tylko boomem w wielkości produkcji odlewniczej i rozkwitem wielu tworzyw odlewniczych, ale również zauważalnym zwrotem ku kierunkom poznawczym”. mówiąc o nowoczesnych tworzywach i procesach technologicznych w odlewnictwie, ich projektowaniu, aplikacjach i sterowaniu jakością [2], nie sposób pominąć wykorzystania metod ndt do badania odlewów jako podstawowych komponentów niezliczonej ilości konstrukcji i obiektów technicznych. należy przy tym wskazać na znaczenie tych metod nie jedynie jako sposobu arbitralnej oceny wybranych cech, świadczących o jakości odlewów, ale także w celu identyfikacji zjawisk odpowiedzialnych za wykryte anomalie przebiegu procesów wytwarzania, co służy ewidentnie optymalizacji i doskonaleniu stabilności parametrów procesu odlewania. prowadzi to do rozwoju poszczególnych technologii odlewniczych. takie stwierdzenie jest obowiązujące także w innych obszarach badań produkcyjnych, innych technologii i materiałów. 37przegląd spawalnictwa 13/2011 cykl artykułów i prezentacji [3÷12] przedstawianych w latach 2001÷2010 na dziesięciu ogólnopolskich seminariach prof. j.deputata oraz dwóch kkbn (2005 i 2009) [13÷16] były okazją nie tylko do podzielenia się wynikami realizowanych prac, ale również cennych wymian poglądów z uczestnikami tych wydarzeń. czy można powiedzieć, że tworzenie lobby ndt wokół krajowej branży odlewniczej jest na właściwej drodze, jak to już się stało w niektórych krajach europejskich, w tym we francji? użyte w artykule sformułowania mogą być dla niektórych czytelników truizmami, ale doświadczenie autora współpracującego z odlewniami europejskimi pokazuje, że o synergii i sprzężeniach między parametrami produkcyjnymi i kontrolą jakości, a zwłaszcza wynikami badań ndt należy mówić w obu środowiskach: technologów w odlewni i specjalistów badających tam odlewy [8]. także wśród znakomitych gremiów fachowców laboratoriów i firm specjalizujących się w badaniach nieniszczących, zgodnie z ich zakresem uprawnień i stawiających na uniwersalności oferowanych usług. okazuje się niekiedy, że ten postulat tak oczywisty jest w pewnych przypadkach rozumiany dość powierzchownie [9]. należy stymulować korelację obu tych zakresów wiedzy praktycznej, popartej solidnymi podstawami teoretycznymi. a uniwersalność specjalizacji wspomnianych laboratoriów powinna przynosić dodatkowe korzyści [14]. przenoszenie wyników produkcyjnych badań nieniszczących (zachowanych w archiwach odlewni, z kopią dla klienta) na walory eksploatacyjne i degradację jakości odlewów z upływem czasu, a więc na wybór metod i częstotliwość badań nieniszczących w okresie eksploatacji wyrobu odlewanego [10], powinna być zdefiniowana a priori przez klienta (konstruktora). tendencje do uproszczeń i formalizmów odciskających się na kryteriach odbioru, daje się niestety odczuwać podczas negocjacji warunków odbioru odlewów, a pojawiające się jeszcze czasami w warunkach odbioru pojęcie „odlew bez wad” , świadczące o kulturze technicznej umawiających się stron (odlewnia lub/i odbiorca odlewów), nie nadążającej za światowymi trendami. są to przypadki coraz rzadsze, ale jeszcze ilościowo znaczące (w jednej z odlewniczych grup europejskich oceniane na 20% przypadków klientów). w kraju jest to znacząco więcej i często dotyczy odlewów zamawianych przez odbiorców zagranicznych, gdyż odlewnie niechętnie podejmują negocjacje na temat dopuszczalnego poziomu wad w odlewach, obawiając się utraty zamówienia od klienta. specyfika struktur wyrobów powstałych ze stopu w stanie ciekłym jednorodność fizyko-chemiczna stopu w stanie ciekłym, wyjąwszy rzadki przypadek segregacji ciężarowej składnika stopowego, nie gwarantuje w żadnym przypadku przeniesienia tej cechy na wlewek czy odlew uzyskany po krystalizacji (krzepnięciu). nie wchodząc w szczegóły złożonych procesów towarzyszących tej transformacji, należy zdać sobie sprawę, że na końcową strukturę i właściwości konkretnego wyrobu odlewanego i dla konkretnego stopu wpływa: – wsad metalowy, jego pochodzenie, scenariusz topienia, obróbki piecowej i pozapiecowej ciekłego stopu, – czystość kadzi i sposób jej przygotowania do odlewania, – wielkość odlewu i liczne parametry technologiczne dotyczące formy, w tym rodzaj formy odlewniczej (trwałe / nie trwałe), użyte materiały do budowy formy, wielkość nadlewów, typ układu wlewowego i parametry wypełniania wnęki formy, – prace wykończeniowe odlewu, w tym sposób usuwania naddatków technologicznych i napraw, głównie metodami spawalniczymi, – parametry obróbki cieplnej odlewu po naprawach. świadomość tego wpływu to także ilościowo określony zakres tolerancji dla poszczególnych parametrów produkcyjnych (z naciskiem na ich ilość w procesie i stabilność rozłożoną w czasie, stanowiącą o poziomie technicznym odlewni i jej załogi). choć jest to truizmem, powiedzmy to sobie jeszcze raz. oczekiwanie od wyrobów odlewanych struktury o jednorodności rozłożenia i wielkości faz składowych, włączywszy w to niepożądane fazy i wtrącenia pochodzące z procesu przetwarzania, identycznie jak w przypadku wyrobów uzyskanych za pomocą przeróbki plastycznej (odkuwek, wyrobów walcowanych) nie wpisuje się w profesjonalizm stron negocjujących. istnieje zatem granica ścisłości struktury i stopnia jej porowatości do której konkretny odlany wyrób może się zbliżyć. praktycznie nigdy nie osiągnie on tych cech dla typowego wyrobu handlowego (blachy, pręty, rury, kształtowniki itd.) jaki można zakupić w hurtowniach. wykluczmy z tych rozważań wyroby odlewane uzyskiwane za pomocą technologii specjalnych, jak np. odlewanie tiksotropowe, odlewanie z kierunkową krystalizacją. stanowią one mimo znakomitych właściwości mechanicznych, margines w technologiach odlewania dominujących w produkcji odlewów użytkowych i są przeznaczone do bardzo specjalnych detali, o dość prostym kształcie i ograniczonych wymiarach. nigdy nie wyprą technologii klasycznych, także ze względu na cenę ich realizacji. takie rozumowanie nie oznacza, że w każdej z tych technologii poziom granicznie osiągalnej doskonałości (jakości) jest jednakowy w danej odlewni. jego zróżnicowanie zależy poziomu technicznego kadry odlewni i jej umiejętności oraz warunków realizacji zamówienia. ważność problemów niejednorodności struktury, jej ścisłości i lokalności właściwości mechanicznych zmienia się wraz z wielkością odlewu. gradient tych właściwości jest trudny do oszacowania a priori, na etapie konstruowania wyrobu odlewanego. stąd rola inżynierii wirtualnej [3÷5], dobrze osadzonej w realiach, tzn. stosującej systemy symulacyjne poddane uprzednio procesowi 38 przegląd spawalnictwa 13/2011 walidacji eksperymentalnej i ocenione jako spełniające wystarczająco oczekiwania użytkowników. najlepiej, jeżeli walidacja jest realizowana wewnętrznie w odlewni przez zespoły bezpośrednio związane z technologią odlewania, współpracujące z zespołami ndt w odlewniach i konstruktorami, i pod nadzorem lidera projektu. kryteria formalne/nieformalne jakości wyrobów odlewanych postawmy pytanie – co stanowiło podstawy, kiedy formułowano przed wielu laty kryteria wadliwości odlewów i kiedy tworzono wzorce, służące potem jako odniesienie do definiowania klas wadliwości rt i ut. poza przypadkami wad oczywistych, szczególnie wad odkrywanych metodami wizualnymi przed lub po obróbce mechanicznej, należy podziwiać intuicję inżynierską naszych poprzedników, którzy tak jednoznacznie definiowali klasy jakości odnośnie wad wewnętrznych. należy, bo w dalszym ciągu te kryteria są obowiązujące i służą definiowaniu stref jakości w odlewie, stanowiąc dla operatorów badań ndt rodzaj kanonu – kodeksu jakości. szczególnie jeśli chodzi o nieciągłości wewnętrzne, niemożliwe do odkrycia w inny sposób jak przez badania niszczące lub po operacjach obróbki skrawaniem. normy stanowiące podstawy formułowania warunków odbioru są na dzień dzisiejszy takim obowiązującym kodeksem jakości w badaniach nieniszczących odlewów. formułując wymagania wg klas przynajmniej jednej z tych norm, zamawiający (klient) intuicyjnie przyjmuje lepszą klasę dla stref poddawanych obróbce skrawaniem. na ile są one już na wstępie wykładnią nadjakości odlewu, czyli osiągania klasy lepszych o 1-2 poziomy niż klasa wymagana? istnieją jako przeciwwaga kryteria nieformalne wychodzące poza te normy i te są przedmiotem osobnych ustaleń między zamawiającym a odlewnią. obie strony są wtedy świadome oczekiwań konstruktora i możliwości technologii odlewniczych. autor zna przypadki kiedy klient odlewni (często spoza kraju) bez uzasadnienia i z „ostrożności procesowej” celowo zawyża klasy jakości wyszczególnione w warunkach odbioru odlewów. odlewnia oczekując na uzyskanie zamówienia rezygnuje z profesjonalnej negocjacji. autor uczestniczył jako konsultant w spotkaniach renegocjacyjnych z takimi klientami jako pełnomocnik krajowych odlewni. za każdym razem udawało się przekonać klienta do zracjonalizowania jego wymagań. klasy jakości wg norm mają sprecyzowane kryteria ilościowe (np. en 12680 dla wskazań ut) czy pseudoilościowe (porównawczo wg astm dla badań rt, na zasadzie porównania obrazów, z dużą dozą dowolności w interpretacji). w [15,16] zaproponowano formalną komputerową kwantyfikację procedury identyfikacji i oceny dla metody rt. ewidentne błędy w sztuce odlewniczej są łatwe do wykrycia metodami ndt [9, 10]. sztandarowy przykład to duże wady wewnętrzne pochodzenia skurczowego (jamy i makroporowatości skurczowe). te są relatywnie łatwe do wyeliminowania na drodze zabiegów metalurgiczno-technologicznych. znacznie trudniej dokonać tego w zakresie eliminacji mikroporowatości i to zależnie od rodzaju odlewanego stopu. podobnie rzecz się ma np. ze strukturami żeliw. struktury łatwo rozróżnialne, identyfikowalne na drodze badań ut np. różniące się struktury z grafitem płatkowym i sferoidalnym [17, 18]. podobnie łatwe do zidentyfikowania i oceny są skupiska wtrąceń niemetalicznych w odlewach żeliwnych, np. typu „dross” [19]. ale już znacznie trudniej, by nie powiedzieć wprost, że w praktyce przemysłowej niemożliwe, jest zlokalizowania za pomocą metod ut i rt rozmiarów stref struktury z grafitem zdegenerowanym („chunky”) w grubościennych, ciężkich odlewach z żeliwa sferoidalnego [9]. a jest to stawiane jest przez niektórych klientów odlewni jako warunek odbiorowy, trudny do uzyskania. pozostają wtedy do wykonania badania niszczące (np. przez trepanację próbek ze stref grubościennych). w [9] podjęto również istotne zagadnienie nieprawidłowości w szacowaniu nieciągłości („przykłady i analiza błędów w identyfikacji rodzajów nieciągłości w odlewach”). w opracowanej tablicy zestawiono nazewnictwo z normy [20], z podręcznika [21] z propozycją autorów (propozycja uporządkowania nazewnictwa i obszaru interpretacji wad odlewniczych przekazana przez autorów do udt cert w lutym 2006). w [22] umieszczony został cenny zapis dokonany przez autora, ponieważ dotyczy on związków badań produkcyjnych i eksploatacyjnych [23]. a mianowicie (cytat): „…procesy technologiczne wytwarzania, ich projektowanie i przebieg oraz zastosowane urządzenia produkcyjne i oprzyrządowanie, a także ich stan, mają istotny wpływ na jakość wyrobów. istotne znaczenie ma również: – rodzaj materiału zastosowanego do wytwarzania określonego wyrobu, – właściwości materiału, które pozwolą wytworzyć z niego wyrób bez pogorszenia w istotny sposób jego cech użytkowych. wykrywanie wad w wyrobach i ocena ich jakości są możliwe tylko wtedy, gdy wykonujący badanie posiada informację o: – rodzaju wyrobu, – rodzaju materiału, z którego wyrób wykonano, a co za tym idzie o jego właściwościach, – procesie technologicznym wytwarzania wyrobu, – wymaganiach jakościowych wyrobu. znajomość tych elementów i zagrożeń dla jakości wyrobu z nich wynikających, pozwala na zaplanowanie odpowiednich badań w zależności od wyrobu i materiału, z którego został wytworzony oraz rodzaju spodziewanych wad. dzięki temu możliwe jest wykrycie i identyfikacja wad, a w konsekwencji ustalenie przyczyn ich powstawania. …” (koniec cytatu). w opracowaniu „elaboration du cahier des charge” stowarzyszenia organisation professionnelle des industries de la fonderie / trade organisation of the 39przegląd spawalnictwa 13/2011 foundry industry (92038 paris la défense cédex) podano poniżej przedstawiony scenariusz, jakim powinien kierować się projektant-twórca koncepcji konstrukcyjnej wyrobu odlewanego [24]. powinien on wstępnie wybrać stop (stopy) w funkcji kształtu i wymiarów wyrobu odlewanego, danych mechanicznych i innych uważanych przez niego jako ważne w eksploatacji, w odniesieniu do ceny stopów i wskazanej technologii. to wstępne studium powinno go doprowadzić do określenia materiałowego zarysu koncepcji, listy stopów, jednej lub kilku technologii. ostatecznie, definitywny wybór sposobu formowania jest pozostawiony technologowi-odlewnikowi lub jest z nim uzgadniany (tabl.). jeżeli specyfikacja jakościowa nie została zdefiniowana przez zamawiającego precyzyjnie, odlewnia powinna co najmniej zapewnić zgodny z zamówieniem gatunek stopu (właściwości określane na próbce przylanej lub osobno lanej) oraz zgodność wymiarową, a także co najmniej zachowanie najniższych klas jakości wg norm na podstawie badań wizualnych. coraz rzadziej spotyka się takie nieprofesjonalne podejście klientów odlewni (wykluczmy tutaj cytowane wyżej wygórowane oczekiwania zapisywane w warunkach odbioru jako „odlew bez wad” – jako przypadek odosobniony i szczególnie nieuprawniony). jak jednak utworzyć funkcjonalną specyfikację jakości? powinna ona zawierać: – pełną dokumentację rysunkową i specyfikacje definiujące precyzyjnie czemu ma sprostać odlew produkcyjny w odniesieniu do istniejących norm, a także do warunków szczególnych eksploatacji, – zakres badań kontrolnych jakości wewnętrznej w celu wykrycia ewentualnych wad niewykrywalnych wizualnie; powinno być to zdefiniowane w okresie opracowywania koncepcji konstrukcyjnej i technologicznej odlewu. jest rzeczą zasadnicza, aby autor koncepcji konstrukcyjnej odlewu, składający zamówienie oraz technolog w odlewni znaleźli kompromis między ceną i użytecznością w warunkach eksploatacji, z zachowaniem świadomie wybranych współczynników bezpieczeństwa nie mierząc za wszelką cenę (także i tę sprzedaży) w najwyższą półkę jakości i oferując kosztowna nadjakość. należy umieć przy tym podkreślić, że w ten sposób zmniejszamy margines błędu odlewni i podnosimy poprzeczkę w dotrzymywaniu stabilności produkcji w odlewni. tylko dobre odlewnie potrafią temu sprostać. a że jest to możliwe, dla przykładu za ostatnie pół roku jedna z odlewni francuskich osiągnęła poziom braków nienaprawialnych poniżej 1% (odlewy ciężkie). przy tym poziom uzysku dla ciężkich odlewów z żeliwa sferoidalnego przekracza 80%. podsumowując, opracowane prawidłowo zapytania ofertowe i zamówienia winny zatem zawierać [24]: – przeznaczenie odlewu, ciężar i wymiary, specyfikacje wymaganej jakości (wytężenie eksploatacyjne, strefy wytężenia i strefy jakości, poziom ponoszonego ryzyka, znaczenie odlewu w całości konstruowanego obiektu technicznego), – zdefiniowanie materiału (stopu) i gatunek odniesiony do obowiązującej normy lub gatunku narzuconego przez klienta, – ilość odlewów (długości serii, zamówienie bieżące i ewentualność powtórzenia zamówienia w przyszłości), – terminy i sekwencje dostaw, – zapisy wykonawcze, w tym dotyczące kontroli i odbioru odlewów – warunki gwarancji i działań z zakresu assistance służb odlewni wobec klienta (w okresie eksploatacji). w akcie organizacji caef [25], którego polska jest członkiem, współbrzmią z powyższym, ogólne warunki umowy (conditions générales contractuelles des fonderies européennes). zostały one przygotowane zgodnie z obowiązującą praktyką procedur organizacji skupiającej kraje członkowskie z europy (caef – comite des associations europeennes de fonderie). jako taki, każdy kraj członkowski uznaje atrybuty prawne caef i ustawodawstwa odniesionego do profesjonalnego jego stosowania w praktyce. celowe wydaje się przytoczenie brzmienia tej konwencji we fragmencie dotyczącym ofert i zamówień: – zapytaniu ofertowemu lub zamówieniu od klienta powinna towarzyszyć specyfikacja techniczna odlewu, która jednoznacznie definiuje wymagania w każdym ich aspekcie dotyczącym zamawianego odlewu, jak i warunki nadzoru, kontroli i badań wymaganych przy ich odbiorze przez klienta; taka kompletna dokumentacja techniczna może być opracowana i dostarczona odlewni w postaci twardej (papierowej) lub w postaci pliku, tablica. wytyczne opracowania specyfikacji wyrobu (na podstawie [24]) table. guidelines for the development of product specification (based on [24]) hasło opis, parametr funkcja eksploatacyjna spełniana przez odlew krótka definicja wytężenie mechaniczne średnia wytrzymałość podwyższona lokalnie wytrzymałość szczególne wytężenia statyczne i/lub dynamiczne (udary, obciążenia zmęczeniowe, itp) tarcie i trybologia (na sucho, w warunkach smarowania), erozja, ścieranie oddziaływania fizyko-chemiczne temperatura eksploatacji (udary cieplne) szczelność (ciśnienie płynu podczas prób szczelności) korozja (natężenia, inicjacja) wibracje szczególne właściwości fizyczne (siły magnetyczne, oporność elektryczna, dylatacja, przewodność cieplna, ...) wygląd (malowanie, estetyka kształtu) eksploatacja – montaż/demontaż utrzymanie w eksploatacji, demontaż stan powierzchni szczególne ograniczenia wymiary gabarytowe i ciężar prace spawalnicze (montażowe, naprawcze) obróbka mechaniczna (skrawaniem) uwarunkowania ekonomiczne odlew jednostkowy, prototyp, seria, powtarzalność serii, ilość, terminy 40 przegląd spawalnictwa 13/2011 – oferta odlewni nie powinna być uważana za ostateczną (nie podlegającą negocjacjom) jeżeli ona nie jest powiązana z terminem ważności, a także w sytuacjach, kiedy klient wprowadza zmiany w specyfikacji lub np. kiedy odlewnia dostarczyła mu odlewy próbne, – odlewnia może być tylko obligowana do przestrzegania warunków będących odzwierciedleniem w sposób jednoznaczny i definitywny zamówienia klienta; powinien istnieć jasny i czytelny w tym względzie zapis w postaci dokumentu. przedstawione wyżej ujęcia są spójne i powinny być przestrzegane w układzie komunikacyjno-produkcyjnym klient (przyszły użytkownik) – odlewnia [24, 25]. w obszarze badań jakości rola badań ndt odlewów znajduje wystarczająco czytelne pole do działania. zbiory kryteriów odbiorowych odlewów są jednak cały czas przedmiotem twórczego doskonalenia, o czym świadczą przykłady opisane m.in. w [11]. coraz częściej mają one charakter nieformalny (poszerzający „ciasne” podejście zawarte w normach), wynikający z synergii wiedzy i negocjacji merytorycznych. literatura [1] sobczak j.: nowoczesne tworzywa i procesy technologiczne w odlewnictwie. materiały i monografia ii sympozjum naukowego „innowacje w odlewnictwie”, projekt pbz -kbn-114/t08/2004, pt „nowoczesne tworzywa i procesy technologiczne w odlewnictwie”, http://www.iod.krakow.pl. [2] ignaszak z., mikołajczak p., popielarski p.: specyfika i przykłady metod walidacji on-line dla potrzeb systemów prognozujących jakość odlewów przemysłowych. materiały iii sympozjum naukowego pbz „innowacje w odlewnictwie”, instytut odlewnictwa kraków, kocierz, 26-29.10 2008 (także w monografii „nowoczesne tworzywa i procesy technologiczne w odlewnictwie”, cz.iii . instytut odlewnictwa, kraków 2009). [3] ignaszak z., ciesiółka j.: wirtualne prognozowanie jakości odlewów w aspekcie kontroli metodą ultradźwiękową. proceedings – vii seminarium nieniszczące badania materiałów”, 14-16 marzec 2001, zakopane, s. 8.1-8.30. [4] ignaszak z., ciesiółka j.: wybrane aspekty powiązań problematyki jakości odlewów w inżynierii wirtualnej i w kontroli ultradźwiękowej. proceedings – viii seminarium badania nieniszczące. zakopane 2002 , s. 99-115. [5] ignaszak z., ciesiółka j.: walidacja modelu powstawania wad skurczowych w odlewach za pomocą metod ndt. proceedings – ix seminarium badania nieniszczące. zakopane 11-14.03.2003. [6] ignaszak z., ciesiółka j.: identyfikacja wad nieciągłości w odlewach żeliwnych w aspekcie warunków odbioru i kryteriów jakości. materiały x seminarium nieniszczące badania materiałów zakopane, 16-19 marca 2004. [7] ignaszak z., ciesiółka j.: problemy identyfikacji jednorodności i ciągłości struktur w odlewach, za pomocą metod ndt w aspekcie wybranych właściwości mechanicznych. materiały xi seminarium nieniszczące badania materiałów zakopane, 8-11 marca 2005. [8] ignaszak z., ciesiółka j.: znaczenie synergii wiedzy w identyfikacji i interpretacji wybranych wad odlewniczych na przykładzie odlewów z żeliwa sferoidalnego. proceedings – xii seminarium nieniszczące badania materiałów zakopane, 14-17 marca 2006. [9] ignaszak z., ciesiółka j.: przykłady i analiza błędów w identyfikacji rodzajów nieciągłości w odlewach. proceedings – xiii seminarium nieniszczące badania materiałów, zakopane, 13-16 marca 2007. [10] ignaszak z., ciesiółka j.: lokalność właściwości w odlewach i dopuszczalności wad nieciąglości w aspekcie obciążeń użytkowych. proceedings – xiv seminarium nieniszczące badania materiałów, zakopane, 4-7 marca 2008. [11] ignaszak z., ciesiółka j.: specyfika badan nieniszczących i oceny dopuszczalności wad w odlewach. proceedings – xv seminarium nieniszczące badania materiałów, zakopane, 10-13 marca 2009. [12] ignaszak z., bobrowski p., ciesiółka j.: phased array w odlewnictwie nowe możliwości identyfikacji nieciągłości. proceedings – xvi seminarium nieniszczące badania materiałów, zakopane, 9-12 marca 2010. [13] ignaszak z., bobrowski p., ciesiółka j., kopeć a.: porównanie badań radiograficznych i ultradźwiękowych phased array próbki odlewu z porowatością rozproszoną. proceedings – 38 krajowej konferencji badań nieniszczących, „synergia teorii i praktyki w służbie jakości”, poznań-licheń, 20-22.x.2009. [14] ignaszak z., ciesiółka j., wojas m.: warsztaty doskonalące w zakresie badań produkcyjnych i eksploatacyjnych ut wyrobów odlewanych. proceedings 38 krajowej konferencji badań nieniszczących, „synergia teorii i praktyki w służbie jakości”, poznań-licheń, 20-22.x.2009. [15] ignaszak z., popielarski p., krawiec k.: contribute to quantitative identification of casting defects based on computer analysis of x-ray images. arch.of foundry eng, volume 7 issue 4/2007, s. 89-94. [16] ignaszak z., popielarski p., krawiec k.: zastosowanie metod komputerowej analizy obrazu radiograficznego do ilościowej identyfikacji wad typu shrinkage. proceedings 38 krajowej konferencji badań nieniszczących, „synergia teorii i praktyki w służbie jakości”, poznań-licheń, 20-22.x.2009. [17] orlowicz w., opiekun z.: ultrasonic detection of microstructure changes in cast iron, theoretical and appl. fracture mech., vol. 22, s. 9-16, 1995. [18] belan j.: identification of cast iron type with using of ndt methods. arch.of foundry eng, volume 10, issue special1/2010, s.103-106. [19] ignaszak z., ciesiółka j.: badania nieniszczące w technologiach materiałowych i ich synergia w sterowaniu jakością produkcji. sesja panelowa. 33 krajowa konferencja badań nieniszczących, poznań – licheń 26-28.10.2004. [20] norma pn-85/h-83105 odlewy podział i terminologia wad. wyd.normalizacyjne, 1986. [21] henon g., mascre c., blanc g.: recherche de la qualité des pièces de fonderie, ciatf, edition technique des industries de la fonderie, paris, 1986. [22] wojas m.: wady wyrobów wykrywane metodami nieniszczącymi.cz.l wady produkcyjne, biuro gamma, warszawa 2004. [23] wojas m.: wady wyrobów wykrywane metodami nieniszczącymi. cz. 2 wady eksploatacyjne, biuro gamma, warszawa 2006. [24] http://www.fondeursdefrance.org/fiches/11l_elaboration_du_ cahier_des_charges.pdf. [25] caef – the european foundry association steel castings group: conditions géné rales contractuelles.des fonderies européennes ©. édition 2006. 201107_pspaw.pdf 45przegląd spawalnictwa 7/2011 izabela kalemba stanisław dymek mikrostruktura i właściwości połączeń stopów aluminium wykonanych metodą zgrzewania tarciowego z mieszaniem materiału zgrzeiny microstructure and properties of friction stir  welded aluminum alloys dr inż. izabela kalemba, dr hab. inż. stanisław dymek, prof. agh – akademia górniczo-hutnicza, kraków. streszczenie stop aluminium 7136 należy do stopów al-zn-mg-cu umacnianych wydzieleniowo. stopy te mają dobre właściwości, tj. wysoką wytrzymałość przy wysokiej odporności korozyjnej, dzięki czemu są odpowiednim materiałem do zastosowań lotniczych. ograniczone zastosowanie tych stopów wynika z problemów pojawiających się podczas ich łączenia. stopy al-zn-mg-cu uznawane są za stopy niespawalne. w pracy podjęto próbę określenia jakości i właściwości złączy stopu 7136-t76 wykonanych metodą zgrzewania tarciowego z mieszaniem materiału zgrzeiny (z ang. friction stir welding – fsw). istotą zaprezentowanych badań było szczegółowe zbadanie właściwości mechanicznych oraz mikrostruktury złączy fsw. wykazano, że zgrzewanie tarciowe z mieszaniem materiału zgrzeiny jest odpowiednią techniką łączenia stopów al-zn-mg-cu. otrzymane złącza fsw charakteryzują się dobrą jakością oraz wysokimi właściwościami mechanicznymi. wykonane badania złączy wytworzonych przy różnych prędkościach obrotowych narzędzia wykazały, że odpowiednią jakość złączy, zarówno pod względem mikrostruktury, jak i właściwości, można uzyskać przy stosunkowo szerokim zakresie parametrów procesu. zastosowane w pracy prędkości obrotowe narzędzia podczas procesu zgrzewania nie miały istotnego wpływu na jakość zgrzeiny. abstract the alloy 7136 belongs to the al-zn-mg-cu age hardenable class of aluminum alloys. these alloys offer very good properties, i.e. high strength and simultaneously good corrosion resistance. thanks to these properties al-zn-mg-cu alloys are very attractive to aerospace applications. however application of these alloys is limited due to problems associated with their welding. al-zn-mg-cu alloys are classified as non-weldable. the aim of the work is characterization of quality and properties of friction stir welded 7136-t76 extrusions. this research addresses the detailed investigation microstructure and mechanical properties of fsw welds. these studies demonstrated that friction stir welding applied to the al-zn-mg-cu alloys produces high quality, sound welds. the fsw joints are fundamentally defect-free and display high mechanical properties and good corrosion resistance. the performed investigations show relatively large range of process parameters, which allow to obtain good quality of welds, both in respect of microstructure and properties. the applied tool rotation speeds do not have influence on quality welds. wstęp w konstrukcjach lotniczych powszechnie stosowane są stopy aluminium. ze względu na swoje właściwości są one atrakcyjnym materiałem do zastosowań, w których głównym wymaganiem jest wysoki stosunek wytrzymałości do gęstości. dzięki temu możliwe jest projektowanie wytrzymałych lekkich konstrukcji. wzrost wymagań konstruktorów oraz konkurencja innych materiałów (np. kompozytów) wymuszają rozwój zaawansowanych stopów al o wyższej wytrzymałości, lepszych właściwościach korozyjnych, mniejszej gęstości itd. do takich materiałów należy stop 46 przegląd spawalnictwa 7/2011 aluminium 7136 wyprodukowany przez universal alloy corporation. za największą wadę stopów aluminium uznaje się niskie właściwości mechaniczne połączeń, co sprawia, że stopy aluminium, szczególnie te umacniane wydzieleniowo, do których należy stop 7136, uznawane są za trudno spawalne lub niespawalne [1, 2]. możliwość wdrażania nowych stopów związana jest z obniżaniem kosztów produkcyjnych komponentów i ich montażu. w przypadku stopów 7xxx z powodu niemożności ich spawania przy użyciu konwencjonalnych technik, ze względu na mieodpowiednią mikrostrukturę po krzepnięciu oraz porowatość w strefie złącza, szczególnie ważny jest rozwój metod ich łączenia. jedną z najnowszych technologii jest metoda zgrzewania tarciowego z mieszaniem materiału zgrzeiny (z ang. friction stir welding – fsw). w odróżnieniu od metod tradycyjnych, metoda fsw przebiega bez udziału fazy ciekłej metalu. proces łączenia wykonywany jest w dużo niższej temperaturze niż w metodach konwencjonalnych, nie występuje topnienie materiału, a dodatkowo proces jest przyjazny dla środowiska [3, 4]. metoda fsw jest przedmiotem wielu badań. w polsce prace nad tą metodą są prowadzone od kilku lat w instytucie spawalnictwa w gliwicach [5÷7] oraz w krakowie w instytucie metalurgii i inżynierii materiałowej pan we współpracy z uniwersytetem pedagogicznym [8, 9], lecz ze względu na skalę problemu ograniczone są do zaledwie kilku lub kilkunastu stopów. proces fsw polega na wprowadzeniu obracającego się trzpienia (specjalnie zaprojektowanej końcówki narzędzia) pomiędzy stykające się krawędzie łączonych płyt i przemieszczaniu go wzdłuż linii styku. powstające podczas procesu ciepło zmiękcza materiał, a przemieszczające i obracające się narzędzie wymusza mieszanie materiału z łączonych płyt. towarzyszące temu znaczne odkształcenie plastyczne powoduje zmianę mikrostruktury złącza [3, 4]. celem podjętych badań była analiza wpływu warunków procesu fsw na mikrostrukturę i właściwości zgrzein stopu 7136. przedmiot i metodyka badań przedmiotem badań były złącza płyt stopu aluminium 7136-t76 wykonane metodą zgrzewania tarciowego z mieszaniem materiału zgrzeiny (fsw). skład chemiczny stopu 7136 podano w tablicy i. standardowa obróbka cieplna tego stopu (t76) składa się z przesycania z temperatury 471°c oraz dwustopniowego starzenia: w temp. 121°c przez 24 h i w temp. 157°c przez 9 h. taka obróbka cieplna zapewnia wysoką wytrzymałość przy jednoczesnej dobrej odporności na pełzanie i korozję warstwową. płyty ze stopu 7136 o grubości 6,35 mm zostały połączone doczołowo metodą zgrzewania tarciowego z mieszaniem materiału zgrzeiny. proces zgrzewania wykonano w edison welding institute w columbus, ohio, usa. zastosowane narzędzie składało się ze spiralnego wieńca opory i nagwintowanego trzpienia w kształcie stożka. zgrzewanie wykonano przy parametrach: prędkości posuwu narzędzia 2,1 mm/s, sile nacisku docisku wieńca opory na materiał 26,7 kn i prędkości obrotowej narzędzia 175, 250 i 400 obr/min. otrzymane złącza poddano analizie pod względem właściwości mechanicznych (pomiar twardości i próba rozciągania) oraz mikrostrukturalnym. pomiary twardości wykonano metodą vickersa na przekroju prostopadłym do kierunku zgrzewania. zastosowano obciążenie wgłębnika siłą 9,81 n przez 10 s. odległość pomiędzy punktami pomiarowymi wynosiła 1 mm. próbie rozciągania poddano próbki z materiału rodzimego (wycięte prostopadle i równolegle do kierunku wyciskania) oraz próbki po zgrzewaniu fsw. próbki z materiału zgrzewanego wycięto w taki sposób, że oś rozciągania była prostopadła do zgrzeiny, a zgrzeina znajdowała się w środku długości pomiarowej próbki. próbie poddano także próbki wycięte wzdłuż zgrzeiny, zawierające tylko materiał ze zgrzeiny. do obserwacji mikrostruktury wykorzystano mikroskopię świetlaną oraz skaningową mikroskopię elektronową (sem). próbki do badań metalograficznych przygotowano z przekroju poprzecznego złącza. wycięte próbki zostały wstępnie wyszlifowane, wypolerowane elektrolitycznie oraz wytrawione. sem zastosowano do badań fraktograficznych oraz do analizy ebsd (z ang. electron back-scattered diffraction) – analizy z wykorzystaniem dyfrakcji elektronów wstecznie rozproszonych. analiza ebsd dostarczyła informacji o charakterze granic ziaren. wyniki badań jakość złączy jakość złączy fsw zależy od zastosowanych parametrów procesu, tj. prędkości obrotowej narzędzia, prędkości zgrzewania oraz siły docisku [5]. w pracy badaniom poddano złącza wykonane z różną prędkością obrotową; prędkość zgrzewania oraz siła docisku były stałe. na rysunku 1 przedstawiono makrostrukturę złączy wraz z zaznaczonymi charakterystycznymi strefami występującymi we wszystkich połączeniach wykonanych metodą fsw [3÷10]. tablica i. skład chemiczny stopu aluminium 7136 table i. chemical composition of 7136 aluminum alloy pierwiastek zn mg cu zr fe si ti mn cr ni al % mas. 7,94 1,99 1,93 0,149 0,065 0,048 0,028 0,016 0,018 0,021 reszta 47przegląd spawalnictwa 7/2011 zastosowane prędkości obrotowe narzędzia (175, 250 i 400 obr/min) pozwoliły na uzyskanie jednolitych złączy. złącza nie zawierały żadnych niezgodności (porów, pęknięć). wraz ze wzrostem prędkości obrotowej narzędzia zaobserwowano jedynie zmianę budowy i kształtu zgrzeiny. dla najmniejszej badanej prędkości 175 obr/min zgrzeina jest węższa i różni się kształtem od zgrzein wykonanych przy większych prędkościach. spowodowane jest to tym, że prędkość obrotowa bezpośrednio wpływa na ilość generowanego ciepła, a dominującą rolę pełni tu trzpień. wraz ze wzrostem prędkości obrotowej narzędzia ilość ciepła wytwarzanego przez wieniec opory wzrasta. na makrofotografiach złączy wykonanych z prędkościami 250 i 400 obr/min zaobserwowano poszerzenie zgrzeiny przy powierzchni, czego nie można zauważyć dla prędkości 175 obr/min. charakterystyczną cechą złączy jest struktura pierścieni cebuli, najczęściej obecna w jądrze zgrzein. w zgrzeinach stopów 7136 nie zaobserwowano wyraźnego, charakterystycznego jądra, widocznego w innych stopach aluminium zgrzewanych metodą fsw [5÷10]. mimo braku wyraźnego jądra w dolnej części zgrzeiny można zauważyć delikatne ślady charakterystycznej struktury złączy fsw, tzn. obecność pierścieni cebuli. wraz ze wzrostem prędkości obrotowej narzędzia, taka struktura w zgrzeinie staje się wyraźniejsza. powstawanie struktury pierścieni cebuli związane jest ze złożonym płynięciem materiału podczas procesu. istotny wpływ na obecność wspomnianej struktury ma generowane ciepło podczas procesu, którego ilość zależy od parametrów procesu [11]. jako wskaźnik ilości generowanego ciepła przyjmuje się stosunek prędkości obrotowej do prędkości zgrzewania [12]. w przypadku analizowanych złączy wykonanych przy różnych prędkościach obrotowych (prędkość zgrzewania była stała), stosunek prędkości obrotowej do prędkości zgrzewania był większy dla złączy zgrzewanych z większą prędkością obrotową. zatem więcej ciepła wytworzyło się w złączu wykonanym z większą prędkością obrotową. więcej wprowadzonego ciepła może spowodować burzliwy przepływ materiału wokół trzpienia narzędzia z powodu nadmiaru uplastycznionego materiału pod wieńcem opory, powodując powstanie niejednorodnej mikrostruktury zgrzeiny, np. w postaci pierścieni cebuli. właściwości mechaniczne złączy na rysunku 2 zaprezentowano profile twardości złączy wykonanych z prędkościami: 175, 250 oraz 400 obr/min. każda krzywa umożliwia wyróżnienie środkowego obszaru, który odpowiada szerokości zgrzeiny. przesuwając się na zewnątrz od środka, krzywa opada przez strefę cieplno-plastyczną, osiągając minimum (ok. 120÷140 hv) w strefie wpływu ciepła i następnie stopniowo powraca do poziomu twardości materiału rodzimego (ok. 200 hv). najmniejszy spadek twardości w swc obserwowany jest w złączu wykonanym z najmniejszą prędkością, tj. 175 obr/min. wszystkie krzywe twardości mają charakterystyczny dla złączy fsw kształt litery w, obserwowany w większości stopów aluminium obrabianych cieplnie [4, 9, 10]. rys. 1. makrostruktura złączy stopu 7136 wykonanych z prędkościami obrotowymi: a) 175 obr/min, b) 250 obr/min, c) 400 obr/min, scp – strefa cieplno-plastyczna, swc – strefa wpływu ciepła fig. 1. macrostructure of 7136 aluminum alloy weld made with rotation speed: a) 175 rpm, b) 250 rpm, c) 400 rpm, scp – thermomechanically affected zone, swc – heat affected zone rys. 2. profile twardości dla złączy fsw stopu 7136 wykonanych z różnymi prędkości obrotowymi fig. 2. distribution of hardness in the 7136 alloy fsw joints made with different rotational speeds 48 przegląd spawalnictwa 7/2011 na podstawie przedstawionych profili twardości można zauważyć, że wzrost prędkości obrotowej powoduje przesunięcie minimów krzywej w kierunku od środka zgrzeiny. im większa prędkość obrotowa, tym obszar swc o najmniejszej twardości jest bardziej oddalony od osi zgrzeiny. w tablicy ii zestawiono wyniki próby rozciągania próbek z materiału rodzimego, próbek ze zgrzeiną dla różnych prędkości obrotowych narzędzia oraz próbek wyciętych wzdłuż zgrzeiny. próbki ze stopu 7136 wycięte zarówno zgodnie z kierunkiem wyciskania, jak i w poprzek wykazują wytrzymałość na rozciąganie ponad 635 mpa, a granicę plastyczności powyżej 607 mpa. próbki z materiału zgrzanego mają w stosunku do próbek z materiału rodzimego mniejszą wytrzymałość na rozciąganie rm oraz mniejszą granicę plastyczności r02, odpowiednio o ok. 30% i 40%. z porównania wydłużenia wynika, że wydłużenie próbki ze zgrzeiną jest o połowę mniejsze niż materiału rodzimego. wydłużenie próbek średnio wynosi 5%. biorąc pod uwagę wydłużenie samej zgrzeiny zauważono, że osiąga ono wartość wyższą niż wydłużenie materiału rodzimego. zgrzeina jest bardzo plastyczna (a ≈ 14%), a dodatkowo wykazuje stosunkowo wysokie właściwości wytrzymałościowe. badane złącza wykonane były z różną prędkością obrotową narzędzia. jednak nie zaobserwowano liniowej zależności pomiędzy prędkością a właściwościami złącza (tabl. ii). wytrzymałość na rozciąganie, granica plastyczności oraz wydłużenie próbek wyciętych w poprzek zgrzein wykonanych przy różnych prędkościach wykazywały zbliżone wartości. próbki wytrzymałościowe ze złączem pękały zawsze po stronie spływu, w miejscu odpowiadającym najmniejszej twardości, na granicy scp i swc. oznacza to, że właściwości mechaniczne złącza nie są takie same po obu stronach zgrzeiny – po stronie spływu są gorsze niż po stronie natarcia. pęknięcie nastąpiło przez ścięcie. charakter przełomu próbek był ciągliwy (rys. 3). mikrostruktura złączy otrzymane wyniki właściwości mechanicznych złącza można bezpośrednio odnieść do jego mikrostruktury, a dokładnie do obecności różniących się mikrostrukturą stref złącza. poprzeczne profile twardości są istotnym początkowym punktem do interpretacji zmian pojawiających się podczas zgrzewania (rys. 2). na ich podstawie można wyróżnić poszczególne strefy złącza (rys. 1). otrzymane złącza fsw charakteryzują się typową dla fsw zmianą mikrostruktury na przekroju złącza [3÷10]. wyróżniono charakterystyczne obszary złącza, tj. zgrzeinę, strefę cieplno-plastyczną oraz strefę wpływu ciepła (rys. 4) i materiał rodzimy. rys. 3. miejsce pęknięcia próbki wytrzymałościowej wraz z charakterem przełomu fig. 3. place of the tensile strength sample crack and the fracture character rys. 4. strefy mikrostrukturalne na przekroju poprzecznym złącza fsw: a) strona natarcia, b) strona spływu fig. 4. microstructure zones in the cross section of fsw joint: a) retreating side, b) advancing side tablica ii. wyniki próby rozciągania table ii. the results of tensile strength test próbka wytrzymałość na rozciąganie rm granica plastyczności r02 wydłużenie a wydajność mpa mpa % % materiał rodzimy (l*) 641 614 10,5 materiał rodzimy (lt**) 635 607 10,9 z e zg rz ei ną 175 obr/min*** 443 354 5,5 69,1 250 obr/min*** 448 340 4,1 69,9 400 obr/min*** 454 352 5,4 70,8 zgrzeina 490 383 14,2 *l – próbka wycięta równolegle do kierunku wyciskania **lt – próbka wycięta prostopadle do kierunku wyciskania *** – prędkość obrotowa narzędzia, przy której wykonano zgrzeinę 49przegląd spawalnictwa 7/2011 strefy różnią się wielkością i kształtem ziarna. różnice te wynikają z różnej cieplno-plastycznej historii poszczególnych obszarów. zgrzeina ma względnie jednorodną mikrostrukturę, cechującą się małymi równoosiowymi ziarnami o średnicy ok. 6 µm. taka mikrostruktura jest wynikiem znacznego odkształcenia plastycznego połączonego z fizycznym przepływem materiału wokół trzpienia (mieszaniem) i istotnego wzrostu temperatury. strefa cieplno-plastyczna charakteryzuje się ziarnami zdecydowanie większymi i wydłużonymi. obszary w najbliższym sąsiedztwie zgrzeiny poddawane są znacznemu odkształceniu, jednak materiał w tej strefie nie jest mieszany. strefę tę charakteryzuje gradient obecnego tu odkształcenia, jak również gradient temperatury. natomiast wielkość ziarna w strefie wpływu ciepła jest podobna do wielkości ziaren materiału rodzimego. strefa wpływu ciepła to obszar, w którym nie występuje odkształcenie plastyczne. na mikrostrukturę ma tu wpływ tylko temperatura. na rysunku 4 przedstawiono różnicę w mikrostrukturze po stronie natarcia i po stronie spływu złącza. strona natarcia charakteryzuje się wyraźną granicą, która oddziela obszar o drobnym ziarnie od obszaru o wydłużonym większym ziarnie. natomiast po stronie spływu nie ma wyraźnej granicy. mikrostruktura jest bardziej złożona. występuje tu stopniowe przejście rys. 6. histogram rozkładu granic ziaren w zgrzeinie i strefie cieplno-plastycznej po stronie natarcia i stronie spływu fig. 6. histogram of grain boundaries distribution in stirred zone and thermomechanical affected zone on the retreating and advancing side od mikrostruktury zgrzeiny do mikrostruktury strefy cieplno-plastycznej. oprócz wielkości ziarna istotnie różnią się rozkłady dezorientacji granic ziaren w analizowanych obszarach. za pomocą metody ebsd uzyskano mapy rozkładu granic ziaren w zgrzeinie i scp po stronie natarcia i po stronie spływu (rys. 5). w zgrzeinie większość granic ziaren ma charakter dużego kąta. udział poszczególnych granic ziaren w poszczególnych obszarach przedstawiono w postaci histogramu (rys. 6). w strefie cieplno-plastycznej zaobserwowano duży udział granic małego kąta (2÷20o). scp po stronie natarcia wykazuje wysoką częstość występowania granic małego kąta (< 8o), natomiast scp po stronie spływu większą częstość granic średniego kąta (8÷30o). w zgrzeinie dominują granice ziaren o kącie dezorientacji 22÷60o. analiza mikrostruktury może stanowić uzasadnienie właściwości mechanicznych zgrzewanych tarciowo stopów. próbki wytrzymałościowe ze zgrzeiny wykazują także wyższą granicę plastyczności i wyższą wytrzymałość na rozciąganie w porównaniu z próbkami prostopadłymi do złącza. to sugeruje, że najbardziej podatna na uszkodzenia część zgrzanego materiału jest na zewnątrz zgrzeiny, po stronie spływu, gdzie wartości twardości są najniższe i gdzie następuje zerwanie próbki. pękanie próbek po stronie spływu podczas próby rozciągania jest częstym zjawiskiem, które było wielokrotnie dyskutowane w pracach dotyczących połączeń fsw stopów aluminium [10, 13, 14]. częściowe wyjaśnienie takiego zachowania może leżeć w różnym rozkładzie granic ziaren dużego i małego kąta po stronie natarcia i spływu. po stronie spływu gęstość granic ziaren małego kąta jest wyższa. to może ułatwiać proces odkształcenia i w ten sposób przyczyniać się do spadku twardości. rys. 5. mapy rozkładu granic ziaren: linie jasne – granice małego kąta (kąt dezorientacji < 15o); linie ciemne – granice dużego kąta (kąt dezorientacji > 15o); a) strona natarcia, b) strona spływu fig. 5. maps of the distribution of grain boundaries: clear lines – the small angle boundaries (disorientation angle < 15°), dark lines – high angle boundaries (disorientation angle > 15°), a) retreating side, b) advancing side 50 przegląd spawalnictwa 7/2011 wnioski zgrzewanie tarciowe z mieszaniem materiału spoiny jest odpowiednią techniką łączenia stopu 7136. otrzymane złącza charakteryzują się brakiem nieciągłości w postaci porów lub pęknięć oraz dobrymi właściwościami mechanicznymi. wykonane badania złączy wytworzonych przy różnych prędkościach obrotowych narzędzia (175, 250 i 400 obr/min) wykazały, że odpowiednią jakość złączy zarówno pod względem mikrostruktury, jak i właściwości można uzyskać przy stosunkowo dużym zakresie parametrów procesu. zastosowane w pracy prędkości obrotowe narzędzia podczas procesu zgrzewania nie miały istotnego wpływu na jakość zgrzeiny. wszystkie użyte prędkości pozwoliły na uzyskanie jednorodnych złączy bez widocznych wad, ze zbliżonymi właściwościami mechanicznymi. pękanie próbek wytrzymałościowych ze złączem zawsze następuje po stronie spływu, w miejscu, gdzie pojawia się minimum twardości (swc przy granicy z scp). istnieje różnica w odkształceniu i przepływie materiału po stronach natarcia i spływu. potwierdzają to obserwacje mikrostrukturalne, rozkład kąta dezorientacji granic ziaren oraz pomiary twardości. zgrzeina wykazuje jednorodną drobnoziarnistą mikrostrukturę, bez wyraźnego jądra. literatura [1] williams s.w.: welding of airframes using friction stir; air&space europe, 3, 3/4, 2001, str. 64. [2] liu j.: advanced aluminum and hybrid aerostructures for future aircraft; materials science forum, 519-521, 2006, str. 1233. [3] mishra r.s., mahoney m.w.: friction stir welding and processing, asm international, ohio 2007. [4] threadgill p.l. i in.: friction stir welding of aluminium alloys; international materials reviews, 54, 2, 2009. [5] pietras a., zadroga l., łomozik m.: charakterystyka zgrzeiny utworzonej metodą zgrzewania z mieszaniem materiału zgrzeiny (fsw); biuletyn instytutu spawalnictwa, 47, 2003, str. 34. [6] miara d., pietras a., bogucki r.: własności i budowa strukturalna różnego typu złączy wykonanych metodą fsw; biuletyn instytutu spawalnictwa, 5, 2008, str. 166. [7] węglowski m.s., pietras a., bogucki r., węglowska a.: własności złączy fsw ze stopów aluminium; rudy metale, 53, 11, 2008 nr str. 739. [8] mroczka k., pietras a., dutkiewicz j.: struktura i właściwości połączeń kształtowników stopu 2017a spajanych metodą zgrzewania tarciowego fsw; inżynieria materiałowa, 3, 151, 2006, str. 213. [9] mroczka k., dutkiewicz j., pietras a.: microstructure of friction stir welded joints of 2017a aluminium alloy sheets; journal of microscopy, 237, 2010, str. 521. [10] dymek s., hamilton c., blicharski m.: microstructure and mechanical properties of friction stir welded aluminium 6101-t6 extrusions; inżynieria materiałowa; 28, 3–4, 2007, str. 527. [11] biallas g. i in.: mechanical properties and corrosion behaviour of friction stir welded 2024-t3; 1st international symposium on friction stir welding, thousand oaks, ca, usa, czerwiec 1999, twi. [12] krishnan k.n.: on the formation of onion rings in friction stir welds; materials science and engineering a, 327, 2002, str. 246. [13] mahoney m.w. i in.: properties of friction stir welded 7075 t651 aluminium; metallurgical & materials transactions a, 29, 1998, str. 1955. [14] sato y.s. i in.: microtexture in the friction stir weld of an aluminum alloy; metallurgical & materials transactions a, 32, 2001, str. 941. podziękowania praca finansowana w ramach prac statutowych agh nr 11.11.110.792. autorzy wyrażają serdeczne podziękowania dr. carterowi hamiltonowi (miami university, oxford, ohio, usa) za dostarczenie materiału do badań oraz dr. inż. krzysztofowi muszce (agh kraków) za pomoc w wykonaniu analizy ebsd. ps 4 2018 www.pdf 56 przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 możliwości poprawy odporności na erozję kawitacyjną  staliwnych zaworów hydraulicznych a possibility to improve resistance of cast-steel hydraulic valves to cavitation erosion prof. dr hab. inż. antoni w. orłowicz; dr hab. inż. marek mróz, prof. prz; mgr inż. magdalena radoń; mgr inż. bogdan kupiec;  mgr inż. magdalena jacek; mgr inż. paulina sobolewska – politechnika rzeszowska. autor korespondencyjny/corresponding author: m.radon@prz.edu.pl streszczenie powierzchnie wewnętrzne gniazd uszczelniająco-odwadniających zaworów hydraulicznych są zwykle odwzorowane przez wkładki wykonane ze stopu miedzi, które są mechanicznie połączone z korpusem zaworu. wskutek gwałtownych zmian ciśnienia wody, wkładki te mogą ulec poluzowaniu, co powoduje nieszczelność zaworów. w pracy zaproponowano nowe rozwiązanie poprzez zastosowanie powłoki natryskiwanej plazmowo. przedstawiono wyniki badań odporności na erozję kawitacyjną dotychczas stosowanego materiału wkładki ze stopu cuzn39pb2al oraz materiału powłoki wykonanej z proszku wccocr 86104. oceniono strukturę geometryczną powierzchni kraterów kawitacyjnych (parametr rt). stwierdzono, że powłoka naniesiona plazmowo charakteryzuje się zdecydowanie wyższą odpornością na erozję kawitacyjną, w porównaniu do dotychczas stosowanego materiału wkładki ze stopu cuzn39pb2al. słowa kluczowe: zawory hydrauliczne; zużycie kawitacyjne; powłoka natryskiwana plazmowo abstract inner surfaces of sealing-draining seats in hydraulic valves are usually reproduced by inserts made of a copper alloy joined mechanically with valve housing. as a result of sudden variations in water pressure, they can be subject to loosening which leads to deterioration of valve tightness. in the paper, a new solution is proposed for finishing surfaces of valve seats by application of a plasma-sprayed coating. the solution is validated by results of cavitation erosion resistance test performed for both the cuzn39pb2al alloy used earlier for the inserts and the material of coating made of wccocr 86104 powder. the resistance assessment was based on geometrical structure of cavitation craters (parameter rt). it has been found that the plasma-sprayed coating demonstrated a definitely higher resistance to cavitation erosion compared to cuzn39pb2al alloy used earlier for valve seat inserts. keywords:  hydraulic valves; cavitation wear; plasmasprayed coating wstęp erozja kawitacyjna występuje w elementach instalacji hydraulicznych, których powierzchnie mają styczność z wodą przepływającą z dużą prędkością, w takich jak łopatki, czy wirniki pomp wodnych [1,2]. jedną z metod poprawy odporności na erozję kawitacyjną jest zastosowanie napoin wykonanych technikami spawalniczymi, na przykład napawaniem laserowym, napawaniem w atmosferze gazów ochronnych, czy napawaniem plazmowym [3,4]. jednak zastosowanie spawalniczej techniki wiąże się z ryzykiem wystąpienia pęknięć spawalniczych w obszarze nadtopień lub w strefie wpływu ciepła [5,6]. problem ten nie występuje w przypadku kształtowania powłok metodą natryskiwania plazmowego, np. vps, aps, czy hvof. antoni w. orłowicz, marek mróz, magdalena radoń, bogdan kupiec, magdalena jacek, paulina sobolewska przeglad welding technology review celem pracy była ocena możliwości poprawy odporności na erozję kawitacyjną gniazd uszczelniająco-odwadniających zaworów hydraulicznych poprzez zastosowanie powłoki natryskiwanej plazmowo metodą hvof. materiał i metodyka badań materiałem do badań były próbki ze staliwa g17mn5 oraz próbki ze stopu cuzn39pb2al, stosowanego dotychczas na wkładki gniazd uszczelniająco-odwadniających zaworów hydraulicznych, o wymiarach 20 x 20 x 5 mm. staliwne próbki do natryskiwania plazmowego proszkiem wccocr 86104 odtłuszczono acetonem, a następnie poddano doi:.http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v90i4 .883 57przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 rys. 1. schemat integracji elementów stanowiska zrobotyzowanego spawania wiązką laserową fig. 1. results of examination of shape, size, percentage share, and chemical composition of wccocr 86104 powder particles rys. 2. makro(a) i mikrostruktura (b) powłoki wykonanej z proszku wccocr 86104 fig. 2. (a) macroand (b) microstructure of a coating made of wccocr 86104 powder piaskowaniu, w celu rozwinięcia powierzchni, dla zapewnienia lepszej przyczepności powłok do podłoża. wyniki badań kształtu, rozmiaru, udziału procentowego i składu chemicznego cząstek proszku wccocr 86104 (rys. 1). proces natryskiwania plazmowego powłoki na staliwne podłoże wykonano w firmie thermisches beschichtungs center uskovic gmbh, z wykorzystaniem urządzenia thermico c-cjs-n hvof, wyposażonego w podajnik cpf-2 z grawimetrycznym podawaniem proszku oraz w palnik k 5.2 z dyszą przyśpieszającą o średnicy 140 mm. badania odporności na erozję kawitacyjną wykonano w wodzie destylowanej, z zastosowaniem aparatu sonics, firmy vibra-cell. częstotliwość drgań wynosiła 20 khz. odległość czoła głowicy ultradźwiękowej od powierzchni próbki wynosiła 0,5 mm. czas oddziaływania kawitacyjnego wynosił 120 minut. zużycie kawitacyjne próbek oceniono w oparciu o profilogramy wykonane wzdłuż linii przechodzącej przez środek kraterów kawitacyjnych. badania makroi mikrostruktury powłok wykonano z zastosowaniem mikroskopu skaningowego vega xmh. wyniki badań i ich analiza przykładową makrostrukturę powłoki wccocr 86104 przedstawiono na rysunku 2. stwierdzono, że powłoka jest dobrze połączona ze staliwnym podłożem (rys. 3). wybrane profilogramy powierzchni próbek po kawitacji, wykonane wzdłuż linii przechodzącej przez środki kraterów kawitacyjnych, przedstawiono na rysunku 4. uzyskane rezultaty wskazują na zdecydowanie większą podatność na zużycie kawitacyjne materiału dotychczas stosowanego na wkładki gniazd uszczelniająco-odwadniających zaworów, w porównaniu do powłoki wccocr 86104. stwierdzono, że krater kawitacyjny uzyskany na powłoce wccocr 86104 charakteryzował się znacznie mniejszą głębokością i mniejszą szerokością niż krater na dotychczas stosowanym materiale wkładki. wyniki obserwacji powierzchni kraterów kawitacyjnych przedstawiono na rysunku 5. kształt rozmiar, µm udział, % kuliste 10÷19 2÷10 20 20 globularne 20÷30 60 skład chemiczny, % w co cr c 80,10 10,73 3,67 5,50 a) b) 58 przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 rys. 3. widok granicy podłoże staliwne-powłoka wccocr 86104 – dobra jakość połączenia fig.  3. view of the cast-steel substrate-wccocr 86104 coating boundary rys. 4. przykładowe profilogramy kraterów kawitacyjnych: a) stop cuzn39pb2al, b) powłoka wccocr 86104 fig. 4. example profilograms of cavitation craters: a) cuzn39pb2al alloy, b) wccocr coating rys. 5. widok krateru kawitacyjnego: a) stop cuzn39pb2al, b) powłoka wccocr 86104 fig. 5. a view of cavitation crater: a) cuzn39pb2al alloy, b) wccocr coating b) a) rt = 19,4 µm rt = 31,9 µm wnioski  uzyskane wyniki badań wskazują, że natryskiwana plazmowo powłoka wccocr 86104 charakteryzuje się wyższą odpornością na erozję kawitacyjną niż stop cuzn39pb2al, dotychczas stosowany na wkładki gniazda uszczelniająco-odwadniającego zaworów hydraulicznych, co uzasadnia zastosowanie tej technologii w procesie produkcyjnym zaworów. a) b) literatura [1] kumar p., saini r.p.: study of cavitation in hydro turbines – a review, renewable and sustainable energy reviews, vol. 14, pp. 374-383, 2010. [2] dorji u., ghomashchi r.: hydro turbine failure mechanisms: an overview, eng. fail. anal., vol. 44, pp. 136-147, 2014. [3] romo s.a., santa j.f., giraldo j.e., toro a.: cavitation and high-velocity slurry erosion resistance of welded stellite 6 alloy, tribology international, vol. 47, pp. 16-24, 2012. [4] kwak c.f., man h.c., cheng f.t.: cavitation erosion–corrosion behaviour of laser surface alloyed aisi 1050 mild steel using nicrsib, materials science and engineering, a303, pp. 250-261, 2001. [5] malek ghaini f., ebrahimnia m., gholizade sh.: characteristics of crack in heat affected zone of ductile cast iron in powder welding process, engineering failure analysis, vol. 18, pp. 47-51, 2011. [6] ebrahimnia m., malek ghaini f., gholizade sh., salari m.: effect of cooling rate and powder characteristics on the soundness of heat affected zone in powder welding of ductile iron, materials and design, vol. 33, pp. 551-556, 2012. 201204_pspaw.pdf 45przegląd spawalnictwa 4/2012 robert jachym krzysztof kwieciński mirosław łomozik michał urzynicok spawanie złączy doczołowych jednoi różnoimiennych ze stali tempaloy a-3 experience in welding of similar and dissimilar  butt joints made of tempaloy a-3 steel mgr inż. robert jachym, mgr inż. krzysztof kwieciński, dr hab. inż. mirosław łomozik, prof. is – instytut spawalnictwa, gliwice, dr inż. michał urzynicok – zelkot. streszczenie dynamiczny rozwój stali stosowanych w energetyce na elementy kotłów o parametrach nadkrytycznych wywołuje nowe wyzwania spawalnicze. wprowadzanie nowych kombinacji dodatków stopowych w celu osiągnięcia jak najlepszych właściwości mechanicznych, w tym odporności na pełzanie, nie pozostaje bez wpływu na spawalność nowych stali. każda z nich musi przejść wiele prób, szczególnie w zakresie gięcia i spawania, żeby można było opracować technologie umożliwiające wykonanie oraz montaż instalacji kotłowych. stale martenzytyczne o zawartości 9% cr, przeznaczone na przegrzewacze pary, odznaczają się dobrą wytrzymałością na pełzanie i niską odpornością na utlenianie w temperaturze powyżej 600oc. natomiast stale o zawartości 12% cr charakteryzują się zdecydowanie lepszą odpornością na utlenianie, lecz ich wytrzymałość w podwyższonej temperaturze spada – stosowanie ich na elementy kotłów pracujących przy najwyższych parametrach jest ograniczone. lukę między tymi stalami bardzo dobrze uzupełniają stale austenityczne, których wytrzymałość na pełzanie i odporność na utlenianie są niekwestionowane. w artykule zaprezentowano doświadczenia zdobyte podczas spawania połączeń jednorodnych stali tempaloy a-3 oraz połączeń mieszanych stali tempaloy a-3 ze stalą t91 z wykorzystaniem epri87. abstract the dynamic development of steels used in the power industry for boiler elements with supercritical parameters results with new challenges in welding. introduction of ever new combinations of alloying elements to achieve the best mechanical properties, including creep resistance, does not remain without effect on the weldability of new steel. each of them has to go through many tests, especially when it comes to bending and welding so as to be able to develop technologies to enable seamless execution and installation of boilers. martensitic steels containing 9% cr, designed for steam superheaters, exhibit good creep resistance, while a low resistance to oxidation at temperatures above 600˚c. steels with 12% cr have a much better resistance to oxidation, but unfortunately, their strength at elevated temperatures drop and hence their use for boiler components operating at the highest performance is limited. the gap between the above steels complement very well austenitic steels where creep and oxidation resistance are unquestionable. this article presents the experience gained during the welding of similar joints made of tempaloy a-3, and dissimilar joints made of tempaloy a-3 with t91 steel using epri87 material. wstęp obecny trend do obniżenia kosztów wytwarzania energii jest związany ze zwiększaniem sprawności bloków energetycznych w elektrowniach konwencjonalnych. wzrost sprawności może być uzyskany wskutek zwiększenia kluczowych parametrów technologicznych, czyli ciśnienia oraz temperatury pary. osiągnięcie wyższych parametrów kotłów parowych możliwe jest obecnie jedynie dzięki zastosowaniu nowoczesnych materiałów konstrukcyjnych, które mogą przenieść zadawane obciążenia użytkowe oraz zapewnić wystarczająco wysoką żaroodporność w podwyższonej temperaturze. nowoczesne stale martenzytyczne, takie jak p92 (x10crwmovnb9-2), vm12 (x12crcowvnb12-2-2) 46 przegląd spawalnictwa 4/2012 czy pb2 (x12crmocovnbnb9-2-1), pozwalają na projektowanie instalacji elektrowni, w których temperatura pary przegrzanej wynosi 625°c. zwiększenie ciśnienia oraz temperatury pary ma bezpośredni wpływ na warunki pracy elementów kotłów, a przede wszystkim przegrzewaczy pary. stale martenzytyczne charakteryzują się bardzo dobrą wytrzymałością na pełzanie i niską odpornością na utlenianie w wysokiej temperaturze (p92, pb2) albo odwrotnie (vm12), dlatego rozwój nowoczesnych stali ukierunkowany został na materiały o mikrostrukturze austenitycznej [1÷4]. w wyniku długoletnich badań powstały dwa gatunki stali opracowanej przez tenaris nkk tubes: tempaloy aa-1 oraz tempaloy a-3. analiza spawalności tego drugiego gatunku stali jest przedmiotem niniejszego artykułu. charakterystyka badanych stali stal tempaloy a-3 jest stalą austenityczną o zawartości 22% cr i 15% ni, której mikrostruktura nie zawiera ferrytu delta. czynnikami, które bezpośrednio wpływają na wytrzymałość na pełzanie, są węglikoazotki niobu nb(c,n) występujące zarówno bezpośrednio w ziarnach, jak i po granicach ziaren, oraz azotki chromu i niobu crnbn, które występują w stali już w stanie dostawy. podczas pracy, w zakresie temperatury 600÷750°c, mikrostruktura stali umacnia się przez węgliki m23c6, tworząc fazę б oraz wydzielenia fazy δ, składające się głównie z azotków niobu i chromu. na odporność na pełzanie stali tempaloy a-3 wpływają głównie węgliki chromu cr23c6 rozlokowane po granicach ziaren oraz wydzielenia fazy δ, które skutecznie blokują ruch dyslokacji. nawet po długotrwałej eksploatacji w bardzo wysokiej temperaturze wydzielenia fazy δ nie ulegają rozrostowi i umożliwiają efektywne blokowanie ruchu dyslokacji [5]. wysoka odporność korozyjna oraz odporność na utlenianie jest uwarunkowana wysoką zawartością chromu i zarówno w środowisku spalin, jak i popiołu kotłowego w temperaturze 700°c, jest o ok. 20% wyższa niż dla stali austenitycznej tp321h, natomiast odporność na utlenianie w temperaturze 750°c jest ok. pięciokrotnie wyższa od dla stali tp321h. przedmiot badań przedmiotem badań była rura o średnicy zewnętrznej 38 mm i grubości ścianki 8,8 mm ze stali tempaloy a-3. skład chemiczny stali przedstawiono w tablicy i. rura była spawana metodą tig (141) w pozycji pf. właściwości mechaniczne stali tempaloy a-3 w stanie wyjściowym zamieszczono w tablicy ii. do wykonania połączenia mieszanego została zastosowana rura o średnicy zewnętrznej 38 mm i grubości ścianki 7,1 mm ze stali x10crmovnb9-1 (t91), której skład chemiczny podano w tablicy iii. rura ta również była spawana metodą tig w pozycji pf. po spawaniu złącze poddano wyżarzaniu odprężającemu w temperaturze 760oc przez 30 min. właściwości mechaniczne stali x10crmovnb9-1 (t91) w stanie wyjściowym przedstawiono w tablicy iv. materiał dodatkowy do spawania stali tempaloy a-3 (połączenie jednoimienne) o doborze materiału dodatkowego do spawania decyduje skład chemiczny materiału rodzimego i warunki pracy połączeń. materiały powinny zapewnić skład chemiczny spoiny i jej właściwości mechaniczne jak najbardziej zbliżone do właściwości materiału rodzimego. jedynym, aktualnie dostępnym materiałem dodatkowym do spawania stali tempaloy a-3 jest drut lity firmy kobelco o oznaczeniu tgs-3a. na ten drut nie uzyskano atestu, zatem brakuje informacji na temat jego składu chemicznego oraz właściwości wytrzymałościowych. tablica i. skład chemiczny stali tempaloy a-3 wg świadectwa jakości producenta table i. chemical composition of tempaloy a-3 steel acc. to producer data zawartość pierwiastków, % c si mn cr ni b, ppm n, ppm nb 0,05 0,28 1,38 21,9 15,61 21 1596 0,62 tablica ii. właściwości mechaniczne stali tempaloy a-3 wg świadectwa jakości producenta. table ii. mechanical properties of tempaloy a-3 steel acc. to producer data właściwości mechaniczne re, mpa rm, mpa a min., % hv 537 780 41 188 tablica iii. skład chemiczny stali t91 wg świadectwa jakości producenta table iii. chemical composition of t91 steel acc. to producer data zawartość pierwiastków, % c si mn cr mo ni v nb n 0,1 0,35 0,44 8,25 0,94 0,21 0,21 0,06 0,044 tablica iv. właściwości mechaniczne stali t91 wg świadectwa jakości producenta. table iv. mechanical properties of t91 steel acc. to producer data właściwości mechaniczne re, mpa rm, mpa amin., % 548 697 19,9 47przegląd spawalnictwa 4/2012 materiał dodatkowy do spawania stali tempaloy a-3 ze stalą t91 (połączenia różnoimienne) materiał dodatkowy epri 87 został zaprojektowany z myślą o wykonywaniu połączeń mieszanych pomiędzy stalami martenzytycznymi, takimi jak t91/t92, oraz stalami austenitycznymi, np. super 304h i gatunkami serii tempaloy. wcześniej stosowane materiały na bazie niklu (np. in82) powodowały występowanie strefy zubożonej w węgiel (tzw. white zone), natomiast użycie np. stopu in617 było ekonomicznie nieuzasadnione, a dodatkowo po spawaniu w złączach występowały mikropęknięcia. ze względu na optymalnie dobrany skład chemiczny drutu epri 87, w połączeniach mieszanych praktycznie nie występuje strefa odwęglona. aby ograniczyć rozszerzalność cieplną metalu spoiny, zmniejszono zawartość manganu poniżej 2%, natomiast mikropęknięcia wyeliminowano przez optymalizację zawartości niobu i węgla wg zależności nb : c > 10 [6]. w tablicy v podano skład chemiczny prętów litych epri87 produkowanych przez firmę metrode. plan badań w ramach badań zaplanowano wykonanie złączy jednoimiennych ze stali tempaloy a-3 spawanych drutem litym kobelco tgs-3a oraz połączeń różnoimiennych stali tempaloy a-3 ze stalą t91 spawanych prętami litymi metrode epri 87. po wykonaniu złączy spawanych przeprowadzono badania nieniszczące, tj.: vt, pt i rt. badania te wykonano z uwzględnieniem poziomu jakości b wg pn-en iso 5817 [7]. po uzyskaniu pozytywnych wyników badań ndt ze złączy zostały pobrane próbki do badań niszczących. zakres badań niszczących obejmował statyczną próbę rozciągania złącza spawanego, próbę zginania, badania udarności, badania metalograficzne makro i mikroskopowe oraz pomiary twardości. badania wytrzymałości na rozciąganie badania wykonano w celu określenia wytrzymałości złącza spawanego na rozciąganie (rm) oraz weryfikacji uzyskanych wyników ze względu na wymaganą tablica v. skład chemiczny zastosowanego spoiwa wg danych producenta table v. chemical composition of filler metal acc. to producer data gatunek zawartość pierwiastków, % c mn si cr ni mo nb fe epri 87 0,11 1,55 0,16 8,52 reszta 2,02 1,09 38,8 minimalną wartość rm dla materiału rodzimego (mr), która wynosi 590 mpa dla stali tempaloy a-3 (określona przez astm) oraz 630 mpa dla stali t91 (określona przez en 10216-2 [8]). wartość minimalną zaznaczono na wykresie grubą linią (rys. 1, 2). statyczną próbę rozciągania wykonano zgodnie z wymaganiami pn -en iso 6892-1 [9] za pomocą maszyny wytrzymałościowej instron 4210, wyposażonej w system komputerowego sterowania, rejestracji i zapisu wyników badań na próbkach wykonanych zgodnie z pn-en iso 4136:2011 [10]. próba udarności spoiny i swc badania wykonano w celu określenia wartości pracy łamania spoiny i swc. kryterium zamieszczone w pn-en 12952-6 [11] określa minimalną wartość pracy łamania próbek o przekroju normalnym (10x10 mm) w swc na poziomie 24 j w temperaturze otoczenia, natomiast pn-en 10216-2 [8] określa minimalną wartość pracy łamania dla mr na poziomie 27 j. wartości te zaznaczono na wykresach linią pogrubioną (rys. 3 i 4). uzyskane wyniki pracy łamania w spoinie i swc są wyższe od wartości wymaganych przez normy. badania zostały przeprowadzone na próbkach rys. 1. wytrzymałość na rozciąganie złącza doczołowego rury ø38x8,8 mm ze stali tempaloy a-3 fig. 1. tensile strength of ø38x8,8 mm tempaloy a-3 steel tube butt welds rys. 2. wytrzymałość na rozciąganie złącza doczołowego niejednorodnego rury ø38 mm ze stali tempaloy a-3 oraz t91 fig. 2. tensile strength of ø38x8,8 mm tempaloy a-3 and t91 steel tube butt welds 48 przegląd spawalnictwa 4/2012 o zmniejszonym przekroju (7,5x10 mm – złącza jednoimienne, 5x10 mm – złącza różnoimienne), dlatego wartości przedstawione na rysunkach są proporcjonalnie wyższe. na rysunku 4 przedstawiono wartości średnie z trzech pomiarów. badania udarnościowe wykonano w temperaturze +20˚c na próbkach z naciętym karbem charpy’ego v w spoinie, linii wtopienia oraz w strefie wpływu ciepła zgodnie z wymaganiami pn-en iso 9016 [12] i pn-en 10045-1:1994 [13]. póba zginania próbę zginania z rozciąganiem lica i grani spoiny wykonano zgodnie z pn-en 15614-1 [14] i pn-en iso 5173 [15]. według postanowień pn-en 15614-1, kryterium próby jest uzyskanie kąta gięcia 180o, bez wystąpienia rys i pęknięć na rozciąganej powierzchni próbki. uzyskane podczas badań wyniki spełniają wymagania normy (rys. 5 i 6). wyniki pomiarów twardości złączy spawanych pomiary twardości wykonano zgodnie z pn-en 15614-1 [14] i pn-en 12952-6 [11]. pomiary twardości dla stali austenitycznych nie są wymagane, zostały rys. 3. praca łamania spoiny, swc i materiału rodzimego w złączach doczołowych rury ø38x8,8 mm ze stali tempaloy a-3 fig. 3. nominal kv energy for weld, haz and base metal in butt welds of ø38x8,8 mm tempaloy a-3 and t91 steel tubes rys. 4. praca łamania spoiny, swc i materiału rodzimego złącza doczołowego niejednorodnego rury ø38 mm ze stali tempaloy a-3 oraz t91 fig. 4. nominal kv energy for weld, haz and base metal in dissimilar butt welds of ø38x8,8 mm tempaloy a-3 and t91 steel tubes rys. 5. wyniki próby zginania rury ø38x8,8 mm ze stali tempaloy a-3: a) od strony grani, b) od strony lica fig. 5. ø38x8,8 mm tempaloy a-3 steel tubes butt weld bending test results: a) root of weld, b) face of weld rys. 6. wyniki próby zginania złącza doczołowego niejednorodnego rury ø38 mm ze stali tempaloy a-3 oraz t91: a) od strony grani, b) od strony lica fig. 6. ø38x8,8 mm tempaloy a-3 and t91 steel tubes butt weld bending test results: a) root of weld, b) face of weld rys. 7. rozmieszczenie punktów pomiarów twardości w złączach spawanych fig. 7. distribution of hardness measurements points in welded joints rys. 8. wyniki pomiarów twardości złącza doczołowego obwodowego ze stali tempaloy a-3 fig. 8. hardnes distribution in circumferential butt weld of tempaloy a-3 steel a) b) a) b) 49przegląd spawalnictwa 4/2012 wykonane tylko w celach poznawczych. wymienione normy definiują maksymalną twardość dla stali martenzytycznych na poziomie 350 hv10. schematyczne rozmieszczenie linii i punktów pomiarowych twardości przedstawiono na rysunku 7, a wyniki pomiarów dla złącza jednorodnego ze stali tempaloy a-3 i złącza niejednorodnego ze stali tempaloy a-3 i t91 zamieszczono na rysunkach 8 i 9. wyniki badań metalograficznych makroskopowych badania wykonano zgodnie z pn-en 1321 [16]. jako kryterium oceny przyjęto poziom jakości b wg pn-en iso 5817, które zostało spełnione dla złączy próbnych. na rysunku 10 przedstawiono wynik badań makroskopowych w postaci zdjęcia makrostruktury złącza doczołowego obwodowego ze stali tempaloy a-3 wykonanego metodą tig. na rysunku 11 przedstawiono zdjęcie makroskopowe złącza różnoimiennego ze stali tempaloy a-3 oraz t91. wyniki badań metalograficznych mikroskopowych badania mikroskopowe wykonano wg pn-en 1321. wyniki badań nie wykazały żadnych niezgodności spawalniczych w skali mikro i potwierdziły właściwą mikrostrukturę we wszystkich strefach złączy doczołowych zarówno ze stali tempaloy a-3, jak również połączenia mieszanego tempaloy a-3 i t91. w tablicach vi i vii przedstawiono wyniki badań mikroskopowych w postaci zdjęć i opisów struktur występujących w charakterystycznych strefach złącza spawanego. rys. 10. złącze doczołowe obwodowe rury ø38x8,8 mm ze stali tempaloy a-3 wykonane metodą tig; trawienie: nital; pow. 2x; poziom jakości: b fig. 10. tig welded circumferential butt weld of ø38x8,8 mm tempaloy a-3 steel, etching: nital, magn. 2x, quality level b rys. 11. złącze różnoimienne ze stali tempaloy a-3 oraz t91 wykonane metodą tig spoiwem metrode epri87; trawienie: nital; pow. 2x; poziom jakości: b fig. 11. tig welded dissimilar circumferential butt weld of ø38x8,8 mm tempaloy a-3 and t91 steel with metrode epri87 as filler metal, etching: nital, magn. 2x, quality level b tablica vi. wyniki badań mikroskopowych złącza doczołowego obwodowego ze stali tempaloy a-3 table vi. microscope observation results for circumferential butt weld of tempaloy a-3 materiał rodzimy – tempaloy a-3 trawione elektrolitycznie; pow. 200x, austenit strefa wpływu ciepła trawione elektrolitycznie; pow. 200x, austenit spoina trawione elektrolitycznie; pow. 200x, austenit + niewielkie ilości ferrytu delta rys. 9. wyniki pomiarów twardości niejednorodnego złącza doczołowego obwodowego ze stali tempaloy a-3 i t91 fig. 9. hardness distribution in dissimilar circumferential butt weld of tempaloy a-3 and t91 steel 50 przegląd spawalnictwa 4/2012 literatura [1] m. urzynicok, k. kwieciński, j. słania: właściwości złączy spawanych ze stali bainitycznej 7crmovtib10-10 (t24) stosowanej w elektrowniach pracujących przy parametrach nadkrytycznych. biuletyn instytutu spawalnictwa, 6/2009. [2] m. urzynicok, k. kwieciński, m. szubryt: doświadczenia przy wykonywaniu połączeń doczołowych ze stali martenzytycznej vm12-shc. przegląd spawalnictwa, 11/2009. na rysunku 12 zamieszczono zdjęcie mikroskopowe strefy przejścia pomiędzy spoiną a stalą t91. zastosowanie spoiwa epri 87 pozwoliło na uzyskanie bardzo wąskiej strefy odwęglonej w porównaniu do spoiw takich jak np. 309l lub ernicrmo-3. wąska strefa odwęglona pozwala na zmniejszenie „strefy osłabionej” materiału ferrytycznego/martenzytycznego. mniejsza rozszerzalność cieplna spoiwa epri 87 niż np. in617 niweluje naprężenia powstające podczas eksploatacji pomiędzy spoiną a materiałami spawanymi, co również bezpośrednio wpływa na trwałość złącza. wnioski na podstawie badań sformułowano następujące wnioski: – złącze doczołowe wykonane z rur o średnicy 38 mm ze stali tempaloy a-3 oraz połączenie mieszane stali tempaloy a-3 ze stalą t91 spawane metodą tig w pozycji pf odznaczają się wysoką jakością, co zostało potwierdzone przez wyniki badań nieniszczących i niszczących. – problemem wydaje się dostępność materiału dodatkowego do spawania stali tempaloy a-3, który jest produkowany tylko w japonii w postaci drutu litego (brak prętów tig). – zastosowanie spoiwa metrode epri87 pozwoliło uzyskać bardzo dobre wyniki spawanego złącza różnoimiennego, a badania mikroskopowe potwierdziły brak występowania mikroniezgodności spawalniczych. strefa odwęglona/nawęglona jest bardzo wąska, co korzystnie wpływa na właściwości eksploatacyjne złącza. – planowane badania mikroskopowe oraz próby pełzania umożliwią dokładniejszą analizę wykonanych połączeń oraz ich przydatności na skalę przemysłową. tablica vii. wyniki badań mikroskopowych złącza różnoimiennego ze stali tempaloy a-3 i t91 table vii. microscope observation results for dissimilar circumferential butt weld of tempaloy a-3 and t91 steel materiał rodzimy – t91 trawienie: fecl3; pow. 200x, martenzyt odpuszczony strefa wpływu ciepła – t91 trawienie: fecl3; pow. 200x, martenzyt odpuszczony spoina trawione elektrolitycznie; pow. 200x, austenit + niewielkie ilości ferrytu delta strefa wpływu ciepła – a-3 trawione elektrolitycznie; pow. 200x, austenit materiał rodzimy – a-3 trawione elektrolitycznie; pow. 200x, austenit rys. 12. strefa przejścia pomiędzy spoiną epri87 a stalą t91 fig. 12. weld interface between epri 87 weld and t91 steel spoina t91 51przegląd spawalnictwa 4/2012 podziękowania autorzy pragną podziękować firmie tenaris dalmine za udostępnienie stali tempaloy a-3, firmie metrode za dostarczenie prętów epri 87 oraz firmie zelkot w koszęcinie za wykonanie złączy spawanych. [3] m. urzynicok, k. kwieciński, m. szubryt, j. słania: application of new gmaw welding methods used in prefabrication of p92 (x10crwmovnb9-2) pipe butt welds. 9th liege conference on materials for advanced power engineering, september 27th 29th, liege, belgium, 2010. [4] k. kwieciński, m. urzynicok, m. łomozik: practical experience with welding new generation steel pb2 grade assigned for power industry. archives of metallurgy and materials, vol. 56, issue 1, 2011. [5] caminada s., cumino g., cipolla l., venditti d., di gianfrancesco a., minami y., ono t.: creep properties and microstructural evolution of austenitic tempaloy steels. international journal of pressure vessels and piping 87 (2010). [6] schingledecker j.: update on epri p87 filler metal. boiler reliability interest group, baltimore 22.04.2010. [7] pn-en iso 5817:2009 spawanie. złącza spawane ze stali, niklu, tytanu i ich stopów (z wyjątkiem spawanych wiązką). poziomy jakości według niezgodności spawalniczych. [8] pn-en 10216-2+a2:2009 rury stalowe bez szwu do zastosowań ciśnieniowych. warunki techniczne dostawy. część 2: rury ze stali niestopowych i stopowych z określonymi własnościami w temperaturze podwyższonej. [9] pn-en iso 6892-1:2010 metale. próba rozciągania. część 1: metoda badania w temperaturze pokojowej. [10] pn-en iso 4136:2011 badania niszczące złączy spawanych metali – próba rozciągania próbek poprzecznych. [11] pn-en 12952-6:2011 kotły wodnorurowe i urządzenia pomocnicze. część 6: badania podczas wytwarzania. sporządzanie dokumentacji i znakowanie części ciśnieniowych kotłów. [12] pn-en iso 9016:2011 badania niszczące złączy spawanych metali. badanie udarności. usytuowanie próbek, kierunek karbu i badanie. [13] pn-en iso 148-1:2010 metale. próba udarności sposobem charpy’ego. część 1: metoda badania. [14] pn-en iso 15614-1:2008/a1:2010 specyfikacja i kwalifikowanie technologii spawania metali. badanie technologii spawania. część 1: spawanie łukowe i gazowe stali oraz spawanie łukowe niklu i stopów niklu. [15] pn-en iso 5173:2010 badania niszczące spoin w materiałach metalowych – badanie na zginanie. [16] pn-en 1321:2000 spawalnictwo. badania niszczące metalowych złączy spawanych. badania makroskopowe i mikroskopowe złączy spawanych. zebranie sekcji spawalniczej simp w dniu 7 marca 2012 r. w gmachu not w warszawie odbyło się posiedzenie związku głównego sekcji spawalniczej simp. program obrad zawierał: podsumowanie działalności sekcji spawalniczej w 2011 r., omówienie planów poszczególnych oddziałów sekcji na 2012 r., omówienie kalendarium spawalniczych imprez naukowo-technicznych na 2011 r. oraz stanu ich przygotowań, rozpatrzenie wniosków o odznaczenia medalem im. stanisława olszewskiego w 2012 r. oraz sprawy bieżące. zebranie otworzył prezes dr inż. jan plewniak, który omówił formy zaangażowania sekcji w 2011 r., podkreślając jej najlepszą pracę w oddziale dolnośląskim, któremu przewodniczy dr hab. inż. zbigniew mirski, prof. pwr. w minionym roku największymi organizowanymi lub współorganizowanymi przez sekcję imprezami technicznymi były: xvii naukowo-techniczna krajowa konferencja spawalnicza „postęp, innowacje i wymagania jakościowe procesów spajania”, międzyzdroje 31.05-02.06.2011 r., x szczecińskie seminarium spawalnicze, 02.06.2011 r., xv gdańskie spotkanie spawalników wybrzeża, 8 września 2011 r., i międzynarodowa konferencja naukowo-techniczna „napawanie – postęp i zastosowania”, wrocław, 19-21.09.2011 r. oraz 53 krajowa naukowo-techniczna konferencja spawalnicza „nowe kierunki w procesach spajania i cięcia metali”, poznań, 12-14.10.2011 r. w sumie w różnego rodzaju imprezach technicznych uczestniczyło 2841 uczestników zrzeszonych w 13 oddziałach sekcji. sekcja zanotowała również 10% przyrost liczbowy swoich członków. prezes przedstawił kalendarium wybranych imprez naukowotechnicznych „spawalnictwo 2012”. w planach na 2012 rok są m.in. konferencje i seminaria organizowane lub współorganizowane przez sekcję spawalniczą simp bądź polskie towarzystwo spawalnicze: xviii konferencja spawalnicza „spawanie w energetyce” 24-26.04.2012 r., jarnołtówek, xviii naukowo-techniczna krajowa konferencja w międzyzdrojach organizowana przez zachodniopomorską sekcję spawalniczą, międzynarodowe targi w poznaniu, czerwiec 2012 r., mazurskie spotkanie spawalników (linde), ruciane nida 13-14.06.2012 r., wrocławskie seminarium spawalników (linde), 20.06.2012 r., xi szczecińskie seminarium spawalnicze (linde), 06.09.2012 r., xvi gdańskie spotkanie spawalników (linde), 13.09.2012 r., iii międzynarodowa konferencja naukowo-techniczna „natryskiwanie cieplne – technologia xxi wieku”, 19-21.09.2012 r., kielce/korytnica, 54 krajowa spawalnicza „spawalnictwo, osiągnięcia potrzeby wyzwania”, 16-18.10.2012 r., sosnowiec i expo welding. odbędą się również kolejne seminaria i spotkania spawalników wybrzeża w gdańsku i w szczecinie, wzbogacone o pokazy praktyczne, udział firm sponsorskich i inne branżowe atrakcje. rozpatrzono kandydatury: romana andrzejczaka, bogusława olecha, norberta pikora, adama matulki i jana kielczyka do wyróżnienia medalem im. stanisława olszewskiego. w wyniku głosowania wymienionym osobom postanowiono nadać to szczególne wyróżnienie. w sprawach bieżących postanowiono wznowić korespondencję z narodowym bankiem polskim w sprawie emisji 2 i 10 zł monet okolicznościowych poświęconych sylwetkom stanisława olszewskiego i stefana bryły. uzgodniono, że akcję promocyjną rejestru spawalników polskich będą prowadzić oddziały sekcji, tak by tej cennej inicjatywie nadać szerszy status. dr inż. kwiryn wojsyk, dr inż. jan plewniak sekcja spawalnicza ps 12 2015 www 59przegląd spawalnictwa vol. 87  12/2015 palnik do cięcia ręcznego 42-3 v z pokrętłem tlenu tnącego viking 1740 doskonała przyłbica spawalnicza za bardzo niską cenę szkolenie personelu badań nieniszczących w sektorze utrzymania ruchu kolei training of non–destructive testing (ndt) personnel in the sector of the maintenance of railways dr hab. inż. jacek słania, prof. is – instytut spawalnictwa, dr hab. inż. andrzej szymański – politechnika śląska, instytut spawalnictwa, mgr inż. łukasz rawicki – instytut spawalnictwa. autor korespondencyjny/corresponding author: jacek_slania@poczta.onet.pl streszczenie bezpieczeństwo zestawów kołowych wymaga przeprowadzania systematycznych badań stanu technicznego zapewniających prawidłową eksploatację transportu szynowego. badania wizualne w kolejnictwie stanowią podstawowe badania nieniszczące stanowiące podstawę do przeprowadzania innych badań. w sektorze kolejowym przeprowadza się również badania penetracyjne pt i badanie prądami wirowymi et. największe zastosowanie znalazły jednak badania magnetyczno-proszkowe mt i ultradźwiękowe ut. doskonalenie metod badań defektoskopowych prowadzi do konieczności ciągłego szkolenia i kwalifikowania personelu wykonującego badania oraz certyfikacji według określonych w normach zasad w sektorze utrzymania ruchu kolei. słowa kluczowe: sektor utrzymania ruchu kolei, badania nieniszczące mt i ut, badania ut osi kolejowych, badania mt cewką minden abstract the security of wheel sets requires carrying out a systematic study of technical condition that will ensure the correct operation of rail transport. visual testing of the railway is the basic ndt that is then a basis to carry out other tests. there are also liquid penetrant inspection (pt) and eddy current testing (et) carried out in the rail sector. however, mostly applied are magnetic particles testing (mt) and ultrasonic testing (ut). improving of the methods of defectoscopy (flaw detection tests) leads to the need for continuous training and qualification of the personnel performing the examination, as well as certification according to the rules defined in the standards of the sector of the maintenance of railways. keywords: sector railway maintenance, non-destructive testing mt and ut, ut research rail axes, mt survey coil minden wstęp bezpieczeństwo zestawów kołowych wymaga przeprowadzania systematycznych badań stanu technicznego zapewniających prawidłową eksploatację transportu szynowego. przyczyniła się do tego m.in. katastrofa kolejowa w północnych włoszech w miejscowości viareggio w czerwcu 2009 r. przyczyną katastrofy kolejowej było wykolejenia się pociągu wskutek pęknięcia i w następstwie złamania osi zestawu kołowego. katastrofa pociągnęła duże straty materialne [1] po tragicznym wypadku europejska agencja kolejowa, europejskie władze bezpieczeństwa i przewoźnicy towarowi wprowadziły zharmonizowane kryteria czego efektem było stworzenie europejskiego katalogu inspekcji wizualnej (evic). badania wizualne w kolejnictwie stanowią podstawowe badania nieniszczące stanowiące podstawę do przeprowadzania innych badań. przykład interpretacji oceny wizualnej z katalogu evic przedstawiono na rysunku 1. jacek słania, andrzej szymański, łukasz rawicki rys. 1. przykład ilustracji graficznej z katalogu evic oceny wizualnej pęknięcia w kategorii uszkodzeń mechanicznych na osiach niemalowanych [3] fig. 1. an example of graphic illustration of visual evaluation of a crack in the category of mechanical damage on unpainted axles from the european visual inspection catalogue (evic) [3] 60 przegląd spawalnictwa vol. 87 12/2015 w sektorze kolejowym przeprowadza się również badania penetracyjne które mogą być wykonywane m.in. przy badaniu płytek manganowych wykorzystywanych przy regeneracji powierzchni maźnic. badania prądami wirowymi służące do badania wieńców i wykorzystywane przy badaniach zautomatyzowanych, oraz badania radiograficzne wykorzystywane przy produkcji metra, tramwajów przy elementach o nieznacznej grubości. spośród metod badań nieniszczących wykonywanych podczas produkcji i utrzymania pojazdów szynowych największe zastosowanie znalazły jednak badania magnetyczno-proszkowe mt i ultradźwiękowe ut. doskonalenie metod badań defektoskopowych prowadzi do konieczności ciągłego szkolenia i kwalifikowania personelu wykonującego badania oraz certyfikacji według określonych w normach zasad. wykonywanie badań magnetyczno-proszkowych i ultradźwiękowych powinno być wykonywane przez odpowiedni personel badań nieniszczących według uzgodnionej metody badawczej i przy pomocy dopuszczonej aparatury badawczej [1]. przebieg badań celem przeprowadzanych badań jest wykrycie nieciągłości materiałowych powstałych zarówno podczas produkcji osi nowych jak i uszkodzeń osi powstałych przy eksploatacji zestawów kołowych. do elementów pojazdów szynowych poddawanych badaniom nieniszczącym należą m.in. osie zestawów kołowych, koła, zestawy kołowe w eksploatacji, elementy łożysk tocznych, ostoje wagonów i lokomotyw, zbiorniki oraz ramy wózków. [2] systematycznych badań wymagają zwłaszcza zestawy kołowe a badania ultradźwiękowe powinny zapewnić wykrycie poprzecznych pęknięć zmęczeniowych. następstwem czego mogą być złamania osi co może doprowadzić do wykolejenia się pojazdu. zanieczyszczenie łożyska może doprowadzić do zakleszczenia a w konsekwencji do ukręcenia czopa osi co pokazano na rysunku 2 [1]. zestawy kołowe spełniają szereg zadań m.in. umożliwiają ruch pojazdu, przenoszą ciężar pojazdu razem z ładunkiem, przenoszą obciążenia dynamiczne powodowane nierównością toru na elementy resorujące. przed przystąpieniem do badań ultradźwiękowych aparaturę badawczą należy podać kalibracji przy wykorzystaniu dopuszczonej osi wzorcowej danego typu i określenia odpowiedniej lokalizacji reflektorów odniesienia. szczególnie narażonymi na pęknięcia są obszary czopa osi oraz tarczy kola. badania ultradźwiękowe w trakcie eksploatacji powinny być wykonywane po wybudowaniu i demontażu.[2] badania przeprowadzane są z cylindrycznych powierzchni bocznych przy wykorzystaniu głowic skośnych o kącie wprowadzania fal 37, 45 i 54°, których celem jest wykrycie wad poprzecznych na całej długości.[1]. usytuowanie osi kolejowej nieuzbrojonej do przeprowadzania badań ultradźwiękowych wraz z przykładami głowic pokazano na poniższych rysunkach 3 i 4. rys. 2. ukręcenie czopa osi kolejowej wskutek zatarcia łożyska fig. 2. twisting of a railway axle journal due to seizing of the bearing rys. 3. usytuowanie osi kolejowej nieuzbrojonej do przeprowadzania badań z powierzchni bocznej głowicami kątowymi fig. 3. location of a railway axle for carrying out the tests from lateral surface with angle machining heads rys. 4. przykłady głowic wykorzystywanych do badania osi kolejowych z cylindrycznych powierzchni bocznych fig. 4. examples of heads used for testing of railway axles from cylindrical lateral surfaces 61przegląd spawalnictwa vol. 87  12/2015 podsumowanie badania podzespołów pojazdów szynowych wprowadzają konieczność systematycznej kontroli osi zestawów kołowych co stanowi o bezpieczeństwie transportu szynowego. osie kolejowe są obiektami trudnymi do badania jeżeli rozpatrywana jest jako element wchodzący w skład zestawu kołowego i elementy osadzone na osi generują dodatkowe echa podczas badań ultradźwiękowych. ważnym ogniwem badan zestawów kołowych jest odpowiedni personel badawczy podany szkoleniom i procesowi certyfikacji poświadczający nabycie odpowiednich umiejętności do wykonywania badań. przebycie odpowiedniego szkolenia i kwalifikacje na odpowiednim poziomie i stopniu kwalifikacji potwierdzone świadectwem certyfikującym zgodnie z pn-en iso 9712 stanowią konieczność przeprowadzania szkoleń w sektorze utrzymania ruchu kolei, na które powołuje się również norma uic 960 dotycząca „kwalifikacji i certyfikacji personelu dla badań nieniszczących części pojazdów i zespołów przy ich utrzymaniu”. instytut spawalnictwa w gliwicach wybudował nowoczesne laboratorium do przeprowadzania szkoleń w sektorze utrzymania ruchu kolei i wychodzi naprzeciw potrzebom i oczekiwaniom rynku kolejowego. badania wykonywane z powierzchni nakiełków za pomocą głowic skośnych ze stożkowymi specjalnymi powierzchniami dopasowanymi swym kształtem do nakiełków. ultradźwiękowe badania wykonywane są również na osiach drążonych z cylindrycznej powierzchni otworu osiowego specjalnymi głowicami skośnymi o kątach wprowadzenia fali 45 i 70° badając całą powierzchnię osi. [1] sposób przeprowadzania badania osi drążonej pokazano na rysunku 6. przed wykonaniem badań objętościowych jakimi są badania ultradźwiękowe przeprowadza się często badania powierzchniowe magnetyczno-proszkowe mt. obszarem badań objęta jest cała objętość osi łącznie ze wszystkimi przejściami przekrojów. badanie przeprowadzane jest zgodnie z wytycznymi odpowiednich norm. prawidłowe badanie wymaga ustalenia prawidłowej wartości promieniowania ultrafioletowego oraz indukcji magnetycznej. wady poprzeczne dla osi nowych są niedopuszczalne.[2] badania magnetyczno-proszkowe wykonuje się również na tarczach kół przy wykorzystaniu cewki minden co pokazano na rysunku 7. rys. 6. aparatura do badania osi drążonych z cylindrycznej powierzchni otworu osiowego fig. 6. the equipment for testing of hollow axles from cylindrical surface of axial opening rys. 7. defektoskopia magnetyczno-proszkowa tarcz kół przy wykorzystaniu cewki minden fig. 7. magnetic particle inspection of wheel discs using minden coil literatura [1] grzegorz hottowy wykrywanie pęknięć zmęczeniowych metodą ultradźwiękową w osiach pojazdów szynowychprzedsiębiorstwo eksplast sp.z o.o, gliwice.2014r. [2] materiały szkoleniowe w badaniach ut sektor kolejowyhenryk nikraszewiczwagon service ostróda. [3] europejski katalog inspekcji wizualnej (evic) dla osi wagonów towarowych. [4] wytyczne tdt i is dotyczące szkolenia personelu badań nieniszczących w sektorze utrzymania ruchu kolei. badania przeprowadza się również z powierzchni czołowych osi głowicami normalnymi co pokazano na rysunku 5 oraz z nakładkami wykonanymi z pleksi o kątach dobranych do danego typu osi lub głowicami o dedykowanych kątach np. 23, 26° fali podłużnej. rys. 5. badanie osi z powierzchni czołowej głowicami normalnymi fig. 5. axle testing from face surface with normal heads 201402_pspaw_9185.pdf 14 przegląd spawalnictwa 2/2014 jarosław grześ odporność korozyjna wybranych powłok nakładanych metodą tamponową corrosion resistance of selected coatings   deposited by the brush plating method dr inż. jarosław grześ – politechnika warszawska, instytut technik wytwarzania. autor korespondencyjny/corresponding author: jgrzes@wip.pw.edu.pl abstract the paper presents the results of the corrosion resistance investigation of selected coatings deposited by the brush plating method. the metal (ni, cu+ni) and composite metal-ceramic composite (cu+si3n4, niw+si3n4) coatings have been produced in the frame of conducted research. the investigation of corrosion resistance has been performed using the potentiodynamic method in the 0.5m solution of nacl. the results of microhardness measurements and microscopic investigation of the surface and cross-section of the coating have been also included. keywords: brush plating, coatings, corrosion streszczenie w artykule przedstawiono wyniki badań korozyjnych wybranych powłok nakładanych metodą tamponową. przedmiotem badań były powłoki metalowe (ni, cu+ni) i powłoki kompozytowe metalowo-ceramiczne (cu+si3n4, niw+si3n4). badania odporności na korozję wykonano metodą potencjodynamiczną w 0,5m nacl. przedstawiono również wyniki badań metalograficznych i pomiarów mikrotwardości. słowa kluczowe: metoda tamponowa, powłoki, korozja wstęp zagadnienia związane z modyfikacją właściwości powierzchni elementów maszyn i urządzeń stanowią obecnie istotny kierunek prowadzonych prac badawczych. powierzchnia elementu w czasie eksploatacji jest narażona na równoczesne oddziaływanie czynników mechanicznych i korozyjnych. istotne jest zatem uzyskanie jednocześnie jej odpowiedniej odporności na zużycie mechaniczne i oddziaływanie czynnika korozyjnego. jedną z metod umożliwiających realizację tego zadania jest metoda tamponowa (ang. brush plating, selective plating, spot plating, swab plating). metoda ta stanowi odmianę metody galwanicznej nakładania powłok. w porównaniu z nią ma wiele zalet, takich jak: krótszy czas nakładania powłoki, niższy koszt procesu, łatwość obsługi stosowanych urządzeń. w metodzie tamponowej elektrolit jest przenoszony na powierzchnię elementu pokrywanego za pomocą tamponu nasuniętego na elektrodę połączoną z dodatnim biegunem źródła prądu, natomiast element pokrywany połączony jest z biegunem ujemnym. znaczna liczba dostępnych w metodzie elektrolitów umożliwia otrzymywanie powłok jednoi wielowarstwowych, które w zależności od ich budowy i rodzaju mogą cechować się określonymi właściwościami, takimi jak odporność na zużycie, odporność na działanie czynników korozyjnych, wysoka twardość czy odpowiednia zwilżalność powierzchni. ze względu na dużą mobilność urządzeń stosowanych w metodzie tamponowej i charakter procesu możliwe jest nakładanie powłok na powierzchnie elementów maszyn w miejscu ich pracy, niejednokrotnie bez konieczności ich demontażu. na rysunku 1 pokazano przykłady powłok nałożonych metodą tamponową. w tablicy i zestawiono wybrane elektrolity produkcji chińskiej, cechujące się wg producenta m.in. odpornością na korozję i/lub na zużycie. 15przegląd spawalnictwa 2/2014 przedstawione wyniki badań wybranych powłok metalowych i kompozytowych uzyskano w cyklu prac prowadzonych w zakładzie inżynierii spajania politechniki warszawskiej związanych z badaniem powłok nakładanych metodą tamponową. badane powłoki nakładano urządzeniem produkcji chińskiej dsq-15, stosując uchwyty elektrodowe zdb-1(ii) i elektrody grafitowe sm 1. pomiary mikrotwardości wykonano metodą vickersa, wykorzystując twardościomierz mpt-3 oraz mikroskop świetlny neophot 21 wyposażony w przystawkę do pomiarów mikrotwardości. obserwacje mikroskopowe prowadzono na mikroskopie olympus przy powiększeniach 200 i 1000 razy. w celu określenia odporności powłok na korozję wykorzystano metodę potencjodynamiczną i środowisko 0,5m nacl. powłoki metalowe przedmiotem badań były powłoki metalowe niklowe (ni) i miedziano-niklowe (cu+ni). powłoki zastały nałożone na powierzchnię stali 45. w ramach wstępnego przygotowania powierzchnie poddano szlifowaniu w celu uzyskania odpowiedniej ich chropowatości. proces nakładania obejmował następujące etapy: – odtłuszczanie elektrolityczne, – aktywację powierzchni, – nakładanie podkładowej warstwy niklowej polepszającej przyczepność właściwej warstwy do podłoża, – nakładanie warstw ni i cu. zastosowane elektrolity i parametry nakładania powłok ni i cu+ni zestawiono w tablicy ii. tablica i. wybrane elektrolity i ich właściwości [1] table i. plating solutions and their properties [1] tablica ii. parametry nakładania powłok ni i cu+ni table ii. the deposition parameters of ni and cu+ni coatings nazwa elektrolitu kj p so qe uwagi copper alkaline 1 60 0,079 9,8 710 warstwy podkładowe, niskie naprężenia pozostające copper high build alkaline 80 0,079 9,8 953,6 nickel high speed 50 0,104 12,7 562,9 powłoki odporne na zużycie nickel compact high speed 50 0,113 12,7 562,9 indium 65 0,04 5÷12,7 952,6 nickel tungsten alloy 85 0,214 1,2 844,4 copper semi-bright 64 0,152 7,6÷12,7 710 powłoki ochronne i dekoracyjne, odporność na korozję cobalt 38 0,037 3,8 514 cadium acidic 152 0,121 3,5 1583 odporność na korozję cadmium low hydrogen non-embritling 100 0,02 30 1212 zinc alkaline 65,4 0,02 12,7 1403 chromium acidic 44 0,545 0,625 736,1 odporność na zużycie i korozję kj koncentracja jonów metalu w elektrolicie, g/l p współczynnik zużycia mocy, ah/dm2*µm so szybkość nakładania, µm/min qe wydajność elektrolitu, dm 2/l*µm elektrolit napięcie nakł. v czas nakł. s prędkość przesuwu elektrody m/min uwagi elektroclean#1 12 30 ~6 czyszczenie elektrolityczne activator#2 8 15 ~4 aktywacja powierzchniactivator#3 20 30 nickel special 18 3÷5 ~6 warstwa podkładowa (g ≈ 1÷3 μm)12 3÷5 copper semi-bright 6 240 ~10 warstwa cu (g ≈ 20 μm) nickel semi-bright 8 100 ~10 warstwa ni (g ≈ 5 μm) 200 warstwa ni (g ≈ 10 μm) 300 warstwa ni (g ≈ 15 μm) rys. 1. powłoki nałożone metodą tamponową: a) niw, b) cu, c) ni fig. 1. coatings deposited by the brush planting method a) niw, b) cu, c) ni a) b) c) 16 przegląd spawalnictwa 2/2014 rys. 3. krzywe polaryzacji anodowej powłok ni i cu+ni nakładanych metodą tamponową, i – gęstość prądu korozji, u – potencjał fig. 3. the anodic polarization curves for ni and cu+ni coatings deposited by the brush plating method, i – current dencity, u – potential pomiędzy poszczególnymi operacjami nakładania próbki płukano w wodzie. po zakończeniu etapu nakładania płukano je w alkoholu etylowym i suszono w strumieniu ciepłego powietrza. przygotowano następujące zestawy próbek: – zestaw i: powłoka ni o grubości 5 µm, – zestaw ii: powłoka ni o grubości 10 µm, – zestaw iii: powłoka ni o grubości 15 µm, – zestaw iv: powłoka cu+ni – o grubościach odpowiednio 20 µm i 5 µm, – zestaw v: powłoka cu+ni – o grubościach odpowiednio 20 µm i 10 µm. pomiary mikrotwardości wykazały, że twardość uzyskanych powłok (mierzona na przekroju poprzecznym powłoki) wynosi średnio 430 hv0,04 dla warstw ni oraz 221 hv0,04 dla warstw cu. obserwacje mikroskopowe wykazały pęknięcia na powierzchni i przekroju poprzecznym powłok niklowych, spowodowane naprężeniami wewnętrznymi w powłokach. typowy obraz pęknięć w powłokach niklowych, nakładanych metodą tamponową, pokazano na rysunku 2. wyniki badań odporności korozyjnej przedstawiono na rysunku 3 w postaci krzywych polaryzacji anodowej. na rysunku 4 porównano krzywe polaryzacji anodowej otrzymane dla powłoki niklowej o grubości 5 µm i powłok niklowych poddanych procesowi borowania w temperaturze 6500c i 8500c, nakładanych metodą tamponową, oraz powłoki niklowej naniesionej chemicznie [2]. rys. 4. krzywe polaryzacji anodowej powłok ni o grubości 5 μm, nakładanych metodą tamponową i chemicznie, i gęstość prądu korozji, u potencjał fig. 4. the anodic polarization curves for 5 μm ni coatings deposited by both brush plating and chemical methods, i current dencity, u potential powłoki kompozytowe jednym z zastosowań metody tamponowej jest możliwość nakładania powłok kompozytowych metalowo-ceramicznych [3, 4], co dodatkowo podnosi jej użyteczność. badania korozyjne przeprowadzono dla powłok kompozytowych cu+si3n4 i niw+si3n4. powłoki nakładano na powierzchnię stali 18g2a z elektrolitów copper alkaline#1 i nickel tungsten alloy. jako fazę niemetaliczną zastosowano proszek si3n4 o wielkości ziarna 0,5 μm. elektrolit podczas nakładania mieszano w celu utrzymania zawiesiny proszku w elektrolicie. proces nakładania obejmował te same etapy jak w przypadku powłok metalowych. parametry nakładania powłok cu+si3n4 i niw+si3n4 zestawiono w tablicy iii. w celach porównawczych nałożono powłoki cu i niw z elektrolitów niezawierających proszku si3n4, przy napięciu nakładania odpowiednio 11 v i 12 v. b) a) rys. 2. pęknięcia w powłoce ni: a) powierzchnia powłoki, b) przekrój poprzeczny fig. 2. cracks observed in ni coating: a) the coating surface, b) the coating cross-section 17przegląd spawalnictwa 2/2014 w wyniku pomiarów mikrotwardości stwierdzono, że twardość powłok w zależności od napięcia nakładania i zawartości si3n4 w elektrolicie zawierała się w granicach 120÷230 hv0,02 (powłoki cu+si3n4) i 500÷1000 hv0,02 (powłoki niw+si3n4) i była wyższa od twardości powłok cu i ni nakładanych bez dodatku si3n4. podobnie jak w przypadku powłok niklowych, również w powłokach niw stwierdzono występowanie pęknięć (rys. 5). wyniki badań odporności korozyjnej w postaci krzywych polaryzacji anodowej przedstawiono na rysunkach 6 i 7. tablica iii. parametry nakładania powłok cu+si3n4 i niw+si3n4 table iii. the deposition parameters of cu+si3n4 and niw+si3n4 coatings elektrolit napięcie nakładania, v czas nakładania, s prędkość przesuwu elektrody, m/min uwagi elektroclean#1 12 30 ~6 czyszczenie elektrolityczne activator#1 12 45 ~4 aktywacja powierzchni nickel special 18 3÷5 ~6 warstwa podkładowa (g ≈ 1÷3 µm) 12 3÷5 copper alkaline#1 8/11/14 900 ~6 warstwa cu+si3n4, zawartość proszku w elektrolicie: 10, 30, 50 g/l nickel tungsten alloy 9/12/15 900 ~6 warstwa niw+si3n4, zawartość proszku w elektrolicie: 10, 30, 50 g/l rys. 5. pęknięcia w powłoce niw fig. 5. cracks in niw coating rys. 6. krzywe polaryzacji anodowej powłok cu+si3n4 nakładanych metodą tamponową: a) dla zawartości proszku si3n4 w elektrolicie 30 g/l i różnego napięcia nakładania, b) dla napięcia nakładania 11 v i różnej zawartości proszku si3n4 w elektrolicie, i – gęstość prądu korozji, u – potencjał fig. 6. the anodic polarization curves for cu+si3n4 coatings: a) for 30 g/l content of si3n4 powder and several deposition voltages, b) for the deposition voltage of 11 v and several contents of si3n4 powder in the electrolyte, i – current dencity, u – potential a) b) rys. 7. krzywe polaryzacji anodowej powłok niw+si3n4 nakładanych metodą tamponową: a) dla zawartości proszku si3n4 w elektrolicie 30 g/l i różnego napięcia nakładania, b) dla napięcia nakładania 12 v i różnej zawartości proszku si3n4 w elektrolicie, i – gęstość prądu korozji, u – potencjał fig. 7. the anodic polarization curves for niw+si3n4 coatings: a) for 30 g/l content of si3n4 powder and several deposition voltages, b) for the deposition voltage of 12 v and several contents of si3n4 powder in the electrolyte, i – current dencity, u – potential a) b) 18 przegląd spawalnictwa 2/2014 wnioski obserwacje mikroskopowe wykazały dobre przyleganie badanych powłok do materiału podłoża. dla powłok ni i niw zaobserwowano występowanie siatki pęknięć, charakterystycznej dla tego rodzaju powłok. wyraźnie większą skłonność do pęknięć zaobserwowano w powłoce niw. badane powłoki kompozytowe metalowo-ceramiczne charakteryzują się wyższą twardością w porównaniu z powłokami uzyskanymi z elektrolitów niezawierających proszku si3n4. analizując krzywe polaryzacji anodowej stwierdzono, że powłoki metalowe ni cechuje mniejsza odporność na korozję w porównaniu z powłokami cu+ni (rys. 3). niższa odporność korozyjna powłok metalowych ni jest spowodowana obecnością pęknięć w powłoce, które sprzyjają zwiększeniu szybkości korozji. zastosowanie w celu uszczelnienia powłoki warstwy cu podniosło jej odporność korozyjną. zaobserwowano spadek odporności korozyjnej ze wzrostem grubości powłoki ni. w odniesieniu do powłok ni nakładanych chemicznie powłoki ni nakładane metodą tamponową cechują się obniżoną odpornością korozyjną. zastosowanie procesu borowania spowodowało stosunkowo niewielki wzrost odporności korozyjnej powłok ni nakładanych tamponowo. w przypadku powłok kompozytowych cu+si3n4 w porównaniu z powłoką cu zaobserwowano niższą odporność korozyjną. powłoki niw+si3n4 charakteryzowały się porównywalną lub lepszą odpornością korozyjną w porównaniu z powłoką niw. porównując oba rodzaje powłok kompozytowych, wyższą odporność na korozję stwierdzono dla powłok cu+si3n4, natomiast odporność korozyjna powłok niw+si3n4 jest mniej zależna od zawartości proszku si3n4 w elektrolicie i napięcia nakładania. na podstawie wyników badań powłok metalowych cu-ni należy przypuszczać, iż zastosowanie warstwy podkładowej cu podwyższyłoby odporność korozyjną powłok niw+si3n4. prezentowane wyniki badań zostały uzyskane w ramach prac badawczych [2, 5, 6] oraz prac własnych autora. literatura [1] brush plating solutions instruction manual, china national machinery import & export corporation, beijing branch. [2] opracowanie metod wytwarzania oraz badania struktury i właściwości nowych warstw wieloskładnikowych i kompozytowych. grant kbn nr 3 p407 058 04. [3] grześ j.: wytwarzanie metodą tamponową metalowych i metalowo-ceramicznych powłok kompozytowych. kompozyty nr 5/2002, wydawnictwo politechniki częstochowskiej, s. 359÷363. [4] grześ j.: powłoki kompozytowe cu+si3n4 i ni+si3n4 nakładane metodą tamponową, kompozyty nr 6/2003 (3(2003)6), wydawnictwo politechniki częstochowskiej. [5] warstwy kompozytowe otrzymywane w procesie nakładania tamponowego. program badawczy „nowe materiały”, politechnika warszawska. [6] nanokompozyty ceramiczno-metalowe z gradientem właściwości. grant kbn nr pzb-kbn-013/t08/15. wydział inżynierii produkcji politechniki warszawskiej gmach nowy technologiczny warszawa, ul. narbutta 85, sala nt 129 dojazd tramwajami: 17 i 33 data i godzina prelegent, temat odczytu 27-03-2014 godz. 1700 dr inż. michał łagosz, zakład inżynierii spajania pw wymiarowanie konstrukcji spawanych z wykorzystaniem nowoczesnych narzędzi modelowania trójwymiarowego. prezentacja projektowania oraz przykładów zrealizowanych konstrukcji. odczyty techniczne organizowane przez sekcję spawalniczą ow simp, dostępne dla członków simp, not oraz wszystkich sympatyków spawalnictwa. 201312_pspaw_cz3 206 przegląd spawalnictwa 12/2013 anna wróbel–knysak kamila sołtys ocena jakości i stopnia zużycia rur kotłowych na podstawie obserwacji mikrostruktury metodą replik quality evaluation and wear degree of boiler   pipes based on the microstructure observation   using replica method r inż. anna r be –knysak, mgr inż. kami a sołtys – gamma–montex, częstochowa. abstract the article presents the result of the microstructure researches by nondestructive replica method of steel (16mo3) on boiler pipes after long-term operation. the aim of the performed research was to analyze the possible changes in the microstructure – quality evaluation and steel boiler pipes wear degree. the research was performed on replicas taken from the etched surface of steel in two different places of pipeline (sample 1: lower thermal stresses and sample 2: higher thermal stresses). the research was carried out using an optical microscope optatech the process of examination has shown a small change in the microstructure of steel which slightly differs from the microstructure of steel in the initial state. the effect of exploitation of pipes was visualized only by precipitates of carbide inside and on the grain boundaries of ferrite. streszczenie w opracowaniu przedstawiono wyniki badań mikrostruktury nieniszczącą metodą replik stali 16mo3 rur kotłowych po długotrwałej eksploatacji. celem badań była analiza ewentualnych zmian w mikrostrukturze – ocena jakości i stopnia zużycia stali rur kotłowych. repliki na powierzchni wytrawionej stali zostały odwzorowane w dwóch różnych miejscach rurociągu (próbka 1 – niższe naprężenia termiczne, próbka 2 – wyższe naprężenia termiczne). badania wykonano przy użyciu mikroskopu świetlnego optatech. na podstawie badań stwierdzono niewielkie zmiany w mikrostrukturze stali, nieodbiegające od mikrostruktury w stanie wyjściowym. efekt eksploatacji rur został uwidoczniony jedynie wydzieleniami węglików wewnątrz i na granicach ziaren ferrytu. st p w sektorze energetycznym badania mikrostrukturalne są wciąż jedną z najważniejszych metod oceny jakości materiałów po eksploatacji. zmiany w strukturze ,mogące powstawać podczas eksploatacji elementów np. pod wpływem temperatury, zmuszają do czasowej kontroli stanu ich struktury. ze względu na to, że trwałość wg parametrów rzeczywistych elementów sektora energetycznego może znacząco przewyższać trwałość nominalną (w polsce w wielu przypadkach te elementy przekroczyły obliczeniowy czas pracy), konieczne jest kontrolne wyznaczanie ich rzeczywistej trwałości i ocena możliwości dalszej eksploatacji. szacowanie stopnia zużycia materiałów wykorzystywanych do budowy konstrukcji m.in. w przemyśle energetycznym najczęściej odbywa się przy wykorzystaniu metod nieniszczących przez ocenę: wizualną (endoskopowo), grubości (ubytku materiału), odkształcenia, twardości. z uwagi na konieczność stosowania głównie metod nieniszczących, oceny mikrostruktury dokonuje się metodą replik, pozwalającą oszacować stopień zużycia z bardzo dużą 207przegląd spawalnictwa 12/2013 wiarygodnością (40÷70% w zależności od jakości sporządzonej repliki). metoda replik polega na odwzorowaniu struktury materiału z wytrawionej powierzchni badanego elementu na folii celulozowej (stanowiącej negatyw reliefu powierzchni), którą poddaje się obserwacjom mikroskopowym w warunkach laboratoryjnych [1÷5]. ateriał badawczy materiał badawczy stanowiły elementy rurociągów energetycznych (ø219,1x10,0 mm) z kotła or (temp. 450oc, ciśnienie 4,2 mpa). oceny mikrostruktury dokonano na fragmencie rurociągu wykonanego ze stali niskostopowej 16mo3 o składzie chemicznym wg en 10216-2:20070 przedstawionym w tablicy i [6]. etodyka badawcza stosownie do założenia prowadzonych badań mikrostrukturalnych metodą replik wytypowano miejsca największych naprężeń długotrwałych oraz termicznych – najbardziej wytężonych odcinkach krytycznych rurociągu. próbka 1 – niższe naprężenia termiczne, próbka 2 – wyższe naprężenia termiczne. na powierzchni stali po zeszlifowaniu zgrubnym przygotowano zgłady przy użyciu polerki mechanicznej, stosując papiery ścierne (180÷600) i sukna polerskie z zawiesiną diamentową (6, 3, 1 µm). na powierzchnię wytrawioną nitalem nałożono folię odwzorowującą – replikę. na podstawie obserwacji mikroskopowych replik (mikroskop świetlny optatech, pow. 200x i 400x) oszacowano stan mikrostruktury – stopień zużycia oraz dokonano klasyfikacji uszkodzenia wg wzorców literaturowych [4]. yniki cena mikrostr kt ra na obrazy mikrostruktur z uzyskanych replik przedstawiono na: rysunku 1 – próbka 1 i na rysunku 2 – próbka 2. w obu przypadkach repliki odwzorowują typową dla zastosowanej stali 16mo3 strukturę (charakterystyczną dla stanu wyjściowego) ferrytyczno-perlityczną bez pustek pełzaniowych. wielkość ziarna o kształcie regularnym (wg normy pn en iso 643) jest zbliżona do: 9,5 (próbka 1) i 8 (próbka 2). w przypadku próbki 1 perlit tworzy tab ica i. skład chemiczny stali 16mo3, % mas. [1] tab e i. the chemical composition of steel 16mo3, % mass [1] zawartość pierwiastków c si mn p (max) s (max) cr mo ni al cu 0,12÷0,20 ≤0,35 0,40÷0,90 0,025 0,020 ≤0,30 0,25÷0,35 ≤0,30 ≤0,040 ≤0,30 częściowo siatkę na granicach ziaren. w próbce 2 nie stwierdzono zasadniczych różnic pomiędzy rozkładem faz w mikrostrukturze. wewnątrz oraz na granicach ziaren występują wydzielenia węglików (liczniej w próbce 2) [1, 7, 8]. k asy kacja stopnia z życia zmiany strukturalne oceniono zgodnie z wzorcem wg danych literaturowych. mikrostruktury z próbki 1 i 2 odpowiadają wzorcowi „b” (rys. 3). klasyfikacji stopnia zużycia badanej stali dokonano, stosując tabelę wskaźników uszkodzenia (wskazano je jako klasę b) wg danych literaturowych (rys. 4) [4]. rys. 1. obrazy replik odwzorowujące mikrostrukturę stali 16mo3, próbka 1: a) 200x, b) 400x ig. 1. replica images mapping the microstructure of 16mo3 steel, sample 1: a) 200x, b) 400x rys. 2. obrazy replik odwzorowujące mikrostrukturę stali 16mo3, próbka 2: a) 200x, b) 400x ig. 2. replica images mapping the microstructure of 16mo3 steel, sample 2: a) 200x, b) 400x rys. 3. zmiany w strukturze ferrytu, bainitu/perlitu: a) stan wyjściowy, b) wydzielenia węglików na granicach ziarna, c) sferoidyzacja węglików, d) rozrost węglików, e) koniec sferoidyzacji, f) rozproszenie węglików [4] ig. 3. the changes in the structure of ferrite bainite/pearlite: a) initial state, b) the separation of carbides at the grain boundaries, c) spheroidization of carbides, d) growth of carbides, e) the end of spheroidization, f) dispersion of carbides [4] 208 przegląd spawalnictwa 12/2013 nioski – efekt eksploatacji elementów uwidoczniony jest wydzieleniami węglików na granicach i wewnątrz ziaren, co w ocenie klasyfikacji mikrostruktury wskazuje na ok. 30% stopień zużycia (rys. 4) i pozwala na dalszą eksploatację elementów. większy udział węglików w próbce 2 świadczy o możliwości występowania wyższych temperatur podczas eksploatacji, co rys. 4. klasyfikacja mikrostruktury. rysunek autorski na podstawie schematu z literatury [4] ig. 4. microstructure classification. author’s picture based on diagram from literature [4] koreluje z miejscem pobrania próbki (miejsca o wyższych naprężeniach termicznych). – w przypadku mikrostruktury w próbce 1 stwierdzono większy udział ferrytu, mogący świadczyć o lokalnym niewielkim przegrzaniu. nie można wykluczyć jednak, że efekt ten nie jest związany z rozłożeniem faz w materiale w stanie wyjściowym. – regularna budowa poszczególnych faz w obu badanych strukturach świadczy, że nie nastąpił efekt przegrzania. pods mowanie stal 16mo3 wg vgb jest przeznaczona do pracy w maks. 470oc. według dostarczonej przez zleceniodawcę specyfikacji elementy były przeznaczone do pracy w temp. maks. 450oc. fakt, że temperatura graniczna dla tych elementów nie została przekroczona podczas eksploatacji, potwierdzają obrazy mikrostruktur – zbliżone do stanu wyjściowego [1, 4]. różna jakość obrazów uzyskanych metodą replik wynika m.in. z dostępności badanego obszaru. mimo to, ocena mikrostruktury metodą replik umożliwia oszacowanie jakości eksploatowanego materiału w zadowalającym stopniu. z uwagi na możliwą niedokładność pomiarową tej metody zaleca się również badanie m.in. twardości w miejscu zgładu. w celu dokładnej analizy zmian w strukturze (koagulacji węglików w perlicie/bainicie) konieczna jest obserwacja mikrostruktur przy użyciu mikroskopu skaningowego. literat ra [1] wł. dudziński, k. widanka: ćwiczenia laboratoryjne z materiałoznawstwa, wyd. ii poprawione, oficyna wyd. politechniki wrocławskiej 2009. [2] j. dobrosiewicz, e. zbrońska-szczechura: wytyczne oceny spoin rurociągów i komór pracujących w warunkach pełzania, energetyka, grudzień 2009, s. 825-830. [3] j. kępa, g. golański: mikrostruktura i właściwości mechaniczne chromowo-molibdenowej stali 13crmo-4-5 (15hm) po długotrwałej eksploatacji, rozwój technologii i metod informatycznych w inżynierii produkcji i inżynierii materiałowej, xxxvi międzynarodowa studencka sesja naukowa, materiały konferencyjne 3, politechnika częstochowska 2012, s.194-198. [4] e. zbrońska-szczechura, j. dobrosiewicz: stosowane metody do oceny stopnia zużycia ciśnieniowych elementów kotłów i rurociągów pracujących w warunkach pełzania, dozór techniczny 1-2/2010, s. 10-17. [5] m. wojas: badania nieniszczące stosowane w energetyce konwencjonalnej na przykładzie badań urządzeń pracujących w warunkach pełzania, 41 krajowa konferencja badań nieniszczących 2012, s. 145-150. [6] en 10216-2:2007 rury stalowe bez szwu do zastosowań ciśnieniowych. warunki techniczne dostawy. część 2: rury ze stali niestopowych i stopowych z określonymi własnościami w temperaturze podwyższonej. [7] pn en iso 643 stal mikrograficzne określanie wielkości ziarna. [8] d. hodžić, i. hajro: microstructure degradation after prolonged exploatation of heat resistant steel 14mov6-3, 16th international research/expert conference “tredns in the development of machinery and associated technology” tmt 2012, dubai, uae, 2012, s. 155-158. ps 1 2016 www.pdf 27przegląd spawalnictwa vol. 88  1/2016 nowe konstrukcje pozycjonerów jako zewnętrznych osi robotów przemysłowych new functional structures of positioners as outer axes of industrial robots dr inż. paweł cegielski, prof. dr hab. andrzej kolasa – zakład inżynierii spajania politechniki warszawskiej, dr inż. tadeusz sarnowski – zap – robotyka. autor korespondencyjny/corresponding author: pcegiels@wip.pw.edu.pl streszczenie zewnętrzne osie robotów przemysłowych to odrębne maszyny manipulacyjne współdziałające z robotem, sterowane w sposób jak najbardziej zbliżony do osi własnych robota, w tym w oparciu o ten sam program użytkowy. robotyzacja procesów spawalniczych może wymagać użycia dodatkowych maszyn manipulujących łączonymi elementami. w tym celu mogą być stosowane wszelkiego rodzaju pozycjonery, pełniące funkcję zewnętrznych osi. oczekuje się od nich dużej nośności i dokładności, a pożądane właściwości użytkowe osiągane są m.in. dzięki odpowiedniej strukturze kinematycznej oraz właściwościom układów napędowych i sterowania. zap robotyka, wspólnie z zakładem inżynierii spajania politechniki warszawskiej od szeregu lat prowadzi wspólne prace badawczo rozwojowe i wdrożeniowe w dziedzinie urządzeń do automatyzacji i robotyzacji procesów technologicznych. w artykule przedstawiono efekty ostatnich prac, związanych z budową i wdrożeniem dwóch nowych typów pozycjonerów. słowa kluczowe: pozycjoner, robot spawalniczy, zewnętrzna oś robota abstract outer axes of industrial robots is to be defined as independent machines of the entire robotic installation. they are usually controlled in the similar manner based on the same software as the robot axes. automation of a particular welding process may require the use of auxiliary machines that manipulate the works to be joined. this can be done with the use of various kinds of positioners as outer axes of the robot. they should fulfill such requirements as carrying capacity and accuracy depended on their kinetic structure, drive and control systems. zap robotyka and welding engineering division of warsaw university of technology carried on research and development activities within the area of automation of manufacturing processes with the use of industrial robots. the results of new projects being implemented to industry are presented here. keywords: positioner, welding robot, external robot axis wstęp konieczność szybkiego reagowania na zmieniające się potrzeby współczesnego rynku wymuszają częstą modernizację i zmiany wyrobów produkowanych przy szerokim wykorzystaniu elastycznych środków wytwórczych, w tym robotów przemysłowych. wysoka elastyczność robotów powinna iść w parze z elastyczną konfiguracją i wyposażeniem stanowisk produkcyjnych. dotyczy to również tzw. zewnętrznych osi robotów, rozumianych jako odrębne maszyny manipulacyjne współdziałające z robotem, w tym sterowane z poziomu tego samego programu użytkowego, a nawet układu sterowania (kontrolera) [3,5]. do tej grupy maszyn zaliczamy m.in. pozycjonery manipulujące zamocowanymi na nich przedmiotami spawanymi, a także tory jezdne czy ruchome wysięgniki, zapewniające robotom lokomocję [1÷3,5,7,9]. wraz ze zmieniającą się produkcją, konieczna może okazać się każdorazowa wymiana pozycjonera, jego radykalna przebudowa lub zastosowanie droższego, ale bardziej uniwersalnego urządzenia, np. o większej nośności, zakresie rupaweł cegielski, andrzej kolasa, tadeusz sarnowski rys. 1. robot spawalniczy podwieszony na liniowym torze jezdnym współpracujący z dwoma pozycjonerami wrzecionowymi (zap robotyka) fig. 1. welding installation with a robot underslung on linear track co-acting with two spindle positioners (zap robotyka) 28 przegląd spawalnictwa vol. 88 1/2016 chu czy liczbie stopni swobody (osi manipulacji). aby sprostać nowym wyzwaniom, ich projektowanie i eksploatacja wymaga innowacyjnego wykorzystania tradycyjnej wiedzy z zakresu konstrukcji maszyn, elektroniki i elektrotechniki, automatyki i programowania. pozycjonery stanowią bardzo liczną grupę urządzeń do manipulowania przedmiotami mocowanymi do stołu roboczego za pośrednictwem specjalnego oprzyrządowania i znajdują zastosowanie przy zautomatyzowanym montażu jako zasobniki części do dalszej obróbki itp., głównie jednak wykorzystywane są podczas spawania i procesów pokrewnych. stosowane są zarówno podczas spawania ręcznego, zmechanizowanego, jak i zautomatyzowanego czy zrobotyzowanego [1÷3,5,7,9]. już jednoosiowa manipulacja mająca miejsce w obracającym się stole pozycjonera może przynieść istotne korzyści technologiczne (optymalizacja pozycji spawania, ruch roboczy przedmiotu podczas procesu) i ekonomiczne (zwiększenie jakości i wydajności). na potrzeby stanowisk zrobotyzowanych wykonywane są pozycjonery o wielu sterowanych osiach (w praktyce od 1 do 4), w tym ze sterowaniem pozwalającym na realizację ruchów roboczych, także równoczesnych z ruchem robota. stosowane są także konstrukcje symetryczne dwustanowiskowe (łącznie do nawet 9 osi), umożliwiające równoczesną i bezkolizyjną pracę robota po jednej stronie i operatora (załadunek i rozładunek) po drugiej. najważniejsze parametry pozycjonerów, istotne z punktu widzenia budowy i wykorzystywania, to [1÷3,5,7,9]: – struktura kinematyczna rozumiana jako liczba (dla dwustanowiskowych od 1 do 9, w praktyce jednak nie więcej niż 5) i rodzaj osi manipulacji (obrotowe, liniowe) oraz ich wzajemna konfiguracja (tabl. i), – rodzaj ruchów poszczególnych osi (ustawcze, robocze) i ich zakres (liniowy, kątowy), – zakres sterowanych prędkości poszczególnych ruchów, – nośność i maksymalne momenty obciążające, – powtarzalność pozycjonowania (podobnego rzędu co robot, a nie gorsza niż +/0,5 mm), – napęd (pneumatyczny, hydrauliczny, elektryczny) i sterowanie ruchem (dyskretne, ciągłe typu serwo oraz hybrydowe – wewnętrznie programowane [5]), – wymiary, masa i zasilanie pozycjonera. wśród wskazanych parametrów, na szczególną uwagę zasługuje możliwość swobodnego programowania dowolcel manipulacji rodzaj manipulacji zakres manipulacji sposób realizacji orientowanie przedmiotu (zmiana jego kątowego ustawienia w przestrzeni) ustawienie stołu roboczego wokół własnej osi stałe zmienne obrót wokół własnej osi ustawienie kątowe osi obrotu stołu roboczego stałe oś ustawiona pionowo oś ustawiona poziomo zmienne w jednej płaszczyźnie pochylenie obustronnie podpartego stołu obrót ramienia (wysięgnika) stołu zmienne w dwu płaszczyznach pochylenie stołu i obrót ramienia pozycjonowanie przedmiotu (przemieszczanie liniowe) zmiana wysokości położenia stołu roboczego stała zmienna pochylenie ramienia stołu przesuw liniowy ramienia stołu tablica i. zestawienie właściwości manipulacyjnych układów kinematycznych pozycjonerów [1÷3] table i. the list of manipulating positioners kinetic systems properties [1÷3] nych pozycji dla wybranych osi manipulacji (ruchy ustawcze), przede wszystkim ruchu roboczego w trakcie spawania, w tym równoczesnego z ruchami samego robota. tego typu synchronizacja praktycznie wyklucza stosowanie pozycjonerów (ich zespołów napędowych) pochodzących od dostawców niezależnych od producenta robota. w artykule przedstawiono efekty ostatnich prac, związanych z opracowaniem, budową i wdrożeniem dwóch nowych typów pozycjonerów. idee organizacyjne stanowisk zrobotyzowanego spawania podczas konfiguracji zrobotyzowanych stanowisk spawalniczych uwarunkowania techniczne, technologiczne i funkcjonalne w dużej mierze sprowadzać się będą do ustalenia relacji organizacyjnych pomiędzy robotem, a określonym typem pozycjonera lub pozycjonerów [3,8]. elementem uzupełniającym konfigurację, często nie mniej ważnym, może być układ jezdny, realizujący lokomocję robota. można przy tym wskazać następujące, główne warianty: • robot i pozycjoner jednostanowiskowy (rys. 2a). rozwiązanie podstawowe, wymagające naprzemiennej pracy robota i obsługi (ładowanie i rozładowanie) oraz specjalnych zabezpieczeń (operator funkcjonujący w przestrzeni maksymalnej robota), o najniższym współczynniku jarzenia łuku (z uwagi na przestoje w pracy robota). • robot i pozycjoner dwustanowiskowy. równoczesna praca robota po jednej i operatora dokonującego przeładunku po drugiej stronie, z wysokim poziomem bezpieczeństwa (praca operatora poza zasięgiem robota i możliwość zainstalowania sztywnego ekranu pomiędzy stanowiskami) i wysokim współczynnikiem jarzenia łuku. typowe pozycjonery dwustanowiskowe: – z pionową osią główną zmiany stanowisk utworzonych na powierzchni pojedynczego stołu roboczego, zwykle o znacznej średnicy, i przedzielonego sztywną przegrodą na dwie lub więcej części (najczęściej nie więcej niż cztery). rozwiązanie o najmniejszej funkcjonalności z uwagi na brak jakiejkolwiek manipulacji technologicznej zamocowanych elementów (jedynie zmiana stanowisk roboczych). do zalet zaliczyć można prostotę sterowania (zwykle dyskretnego podziałowego) oraz możliwość 29przegląd spawalnictwa vol. 88  1/2016 równoczesnej pracy na każdym z gniazd utworzonych na powierzchni stołu (rys. 2b). – rozwiązanie o właściwościach użytkowych jak poprzednio, ale w miejsce pojedynczego stołu szereg nieruchomych stołów (zwykle od 2 do 4) złączonych wspólną, obrotową ramą i przedzielonych sztywnymi przegrodami. – z pionową osią główną zmiany dwóch niezależnych (kinematycznie, sterowaniem i napędem) stanowisk stołów roboczych (rys. 2c). rozwiązanie uniwersalne, pozwalające na wieloosiową manipulację zamocowanych przedmiotów, zwykle jednak o ograniczonym ciężarze i rozmiarze. wyjątek stanowi pozycjoner utworzony z dwóch par stołów roboczych ustawionych w układzie wrzecionowym (w formie litry h, rys. 3a). – pozycjoner z poziomą osią zmiany stanowisk roboczych, utworzony na bazie dwóch par stołów ustawionych w układzie wrzecionowym (rys. 3b). oś zmiany stanowisk może być dodatkowo wykorzystana do manipulacji, np. zmiany wysokości spawanych przedmiotów względem robota. a) b) c) d) rys. 2. schematy wybranych konfiguracji robot pozycjoner: a) jednostanowiskowy, b) z gniazdami utworzonymi na powierzchni stołu, obsługiwanymi równocześnie po każdym obrocie o 90° (om – oprzyrządowanie mocujące) [3,9], c) dwustanowiskowy, d) z dwoma pozycjonerami jednostanowiskowymi fig. 2. examples of the robot – positioner configuration: a) single stand, b) turning table with four working cells being simultaneously operated after every movement of 90 deg (om – fixing equipment), c) double stand, (d) with two single stand positioners • robot i dwa (lub więcej) pozycjonery jednostanowiskowe (rys. 2d). rozwiązanie stosowane przy braku odpowiednich pozycjonerów dwustanowiskowych. dwa pozycjonery stojące obok siebie lub ustawione wokół robota mogą stanowić funkcjonalną alternatywę pozycjonera dwustanowiskowego, np. w przypadku bardzo dużych i/lub ciężkich przedmiotów, niemożliwych do zainstalowania na zwykle mniejszych jednostkach dwustanowiskowych. • jak poprzednio, ale z pozycjonerami dwustanowiskowymi, dla jeszcze większego zwiększenia funkcjonalności stanowiska, np. realizacji dwóch różnych zadań lub większej wydajności. • robot na torze jezdnym i dwa pozycjonery, np. wrzecionowe, ustawione wzdłuż trasy jego przejazdu (rys. 4). rozwiązanie stosowane w przypadku bardzo dużych (długich) przedmiotów przy braku odpowiednich pozycjonerów dwustanowiskowych lub ograniczonej przestrzeni produkcyjnej. • robot i …dodatkowy robot w roli pozycjonera podczas spawania najbardziej złożonych, jednak lżejszych przedmiotów. obok wieloosiowej manipulacji, robot – pozycjoner może spełniać dodatkowe funkcje transportowe lub obsługowe, w tym pobieranie i odkładanie zespołów spawanych. przedstawione, podstawowe warianty organizacyjne oparte na zestawieniu robot pozycjoner w praktyce mogą być jeszcze bardziej zróżnicowane, m.in. z uwagi na specyficzne układy kinematyczne i specjalistyczne wykonanie pozycjonerów. a) b) rys. 3. schematy wybranych konfiguracji robot – pozycjoner dwustanowiskowy w układzie wrzecionowym, z osią główną zmiany stanowisk: a) pionową w układzie h, b) poziomą fig. 3. examples of the robot – double stand spindle positioner configuration with the main axle of the working stand: a) vertical h shape, b) horizontal rys. 4. schemat konfiguracji stanowiska z robotem spawalniczym na liniowym torze jezdnym z dwoma pozycjonerami wrzecionowymi fig. 4. examples of the working stand organization with welding robot on linear track and two spindle positioners idea nowych pozycjonerów wysoka funkcjonalność i elastyczność zrobotyzowanych systemów spawalniczych wymaga aby nie tylko robot, ale także pozostałe urządzenia instalacji odznaczały się wysokimi walorami użytkowymi. w odniesieniu do pozycjonerów zwracają obecnie uwagę wieloosiowe konstrukcje dwustanowiskowe (symetryczne), pozwalające na roboczą manipulację zamocowanych przedmiotów (także równocześnie z ruchami robota), zarówno konwencjonalne – oparte na zamocowanych przegubowo płaskich stołach montażowych (rys. 2c), jak i ze stołami w układzie wrzecionowym (rys. 3). w ramach omawianych prac opracowano i wdrożono dwie nowe koncepcje pozycjonerów wpisujące się w aktualne tendencje konstrukcyjne i funkcjonalne. 30 przegląd spawalnictwa vol. 88 1/2016 pierwszą, nową konstrukcją jest pięcioosiowy pozycjoner dwustanowiskowy (symetryczny) z płaskimi stołami montażowymi. każdy ze stołów posiada dwie niezależne osie manipulacji – obrotu i pochylenia. oś główna zmiany stanowisk roboczych – pionowa, realizuje obrót pozycjonera w płaszczyźnie poziomej (rys. 5). rys. 5. pięcioosiowy pozycjoner dwustanowiskowy symetryczny (zap robotyka) fig. 5. the 5-axes double stand symmetric positioner (zap robotyka) zastosowana, dodatkowa manipulacja obrotowym stołem pozycjonera – pochylająca jego oś, jest konieczna do realnej zmiany orientacji przestrzennej spawanych elementów. z uwagi na założone sterowanie ciągłe osiami obrotu i pochylenia obydwu stołów i współpracę z robotami fanuc, do opracowania i budowy pozycjonera wytypowano dwa gotowe, dwuosiowe zespoły pozycjonujące tej firmy, opatrując je specjalnie opracowaną ramą z mechanizmem obrotowym, przesłonami itp. wykorzystana jednostka pozycjonująca realizuje pochylenie poprzez obrót obustronnie podpartego zespołu stołu. taka konstrukcja, w odróżnieniu od stołów pochylanych za pośrednictwem obrotowego ramienia, odznacza się zwykle mniejszym zakres ruchu przy jednocześnie znacznie wyższej sztywności i nośności. innowacyjność prezentowanego rozwiązania polegała na specyficznym usytuowaniu obydwu zespołów napędowych względem wspólnej, obrotowej ramy. podstawy pozycjonerów zamocowano bowiem do pionowej przegrody (odpowiednio w tym miejscu wzmocnionej) niejako w pozycji naściennej. dzięki temu, uzyskany efektywny zakres pochylenia stołu osiągnął 270o, w tym możliwe jest jego ustawienie w pozycjach poziomej, poprzez pionową do poziomej, ale odwróconej. wysokość, na jakiej zamocowano zespoły napędowe dobrano na drodze symulacji komputerowej 3d w odniesieniu do przestrzeni roboczej typowych robotów spawalniczych firmy fanuc oraz przewidywanych zadań produkcyjnych. dodatkowa, piąta oś realizuje ustawczy obrót n×180o służący zmianie stanowisk roboczych. w tablicy ii zestawiono główne parametry użytkowe pozycjonera. kolejną, nową konstrukcją jest trzyosiowy pozycjoner dwustanowiskowy (symetryczny) ze stołami montażowymi w układzie wrzecionowym (po dwa stoły ustawione naprzeciw siebie) i poziomą osią główną zmiany stanowisk roboczych. stanowiska robocze przedzielono sztywnym ekranem, chroniącym operatora i osoby postronne przed szkodliwym działaniem procesu (rys. 6). prezentowany pozycjoner jest autorskim opracowaniem wykorzystującym najnowsze tendencje w dziedzinie projektowania i eksploatacji tej grupy maszyn. przewidziano w nim m.in. sterowanie ciągłe, pozwalające na manipulację spawanymi przedmiotami równocześnie z ruchami robota oraz osie obrotowe z wydrążonymi otworami przelotowymi do swobodnego przeprowadzenia kabli masowych, zasilających i sterujących oprzyrządowaniem technologicznym itp. w odróżnieniu od wcześniej omówionego pozycjonera pięcioosiowego jest to konstrukcja uniwersalna, dostosowana do montażu zespołów napędowych (silnik, czujniki, przekładnia) pochodzących od większości producentów robotów, a także jednostek uniwersalnych, będących wcześniejszym wspólnym opracowaniem autorów [5]. nazwa parametru wartość i jednostka liczba osi 5 nośność (na stronę) 500 kg powtarzalność pozycjonowania ± 0,1 mm maksymalna prędkość obrotu stołu j1 120°/s maksymalna prędkość pochylenia stołu j2 190°/s zakres ruchu obrotu stołu j1 270° zakres ruchu pochylenia stołu j2 480° zakres obrotu osi głównej (zmiany stanowisk) n×180° tablica ii. parametry użytkowe nowego, pięcioosiowego pozycjonera dwustanowiskowego table ii. working parameters of the new 5-axes double stand positioner rys. 6. trzyosiowy pozycjoner dwustanowiskowy (symetryczny) w układzie wrzecionowym (zap robotyka) fig. 6. the 3-axes double stand symmetric spindle positioner (zap robotyka) 31przegląd spawalnictwa vol. 88  1/2016 prezentowania konstrukcja oparta na trzech równoległych osiach pozwala na ustalenie wysokości, na jakiej będą się znajdowały stanowiska. dla zapewnienia najwyższej sztywności i dokładności, obrotowe ramię mechanizmu zamieniającego stanowiska jest dodatkowo blokowane mechanicznie w ustalonym położeniu. prezentowany pozycjoner opracowano i wdrożono w dwóch rozmiarach, o nośnościach 250 i 500 kg na każdą ze stron (tabl. iii). nazwa parametru wartość i jednostka wersja 250 wersja 500 liczba osi 3 3 nośność (na stronę) 250 kg 500 kg maksymalna różnica obciążeń między stanowiskami 150 kg 300 kg rozstaw tarcz pozycjonera 2200 mm 2200 mm powtarzalność pozycjonowania ± 0,1 ± 0,1 maksymalna prędkość obrotu stołu 0,4 obr/sek. 0,4 obr/sek. zakres ruchu obrotu stołu n×360° n×360° zakres obrotu osi głównej (zmiany stanowisk) n×180° n×180° maksymalny czas zmiany stanowisk (obrotu o 180°) 10 sek. 10 sek. tablica iii. parametry użytkowe nowego, trzyosiowego pozycjonera dwustanowiskowego table iii. working parameters of the new 3-axes double stand positioner modelowanie konstrukcyjne i badania użytkowe wzorem poprzednich opracowań autorów niniejszego opracowania [4-6], na etapie projektowania obydwu pozycjonerów wykonano szereg funkcjonalnych modeli 3d w środowisku cad, (rys. 7, 8) oraz analiz z użyciem metody elementów skończonych mes. na tej podstawie możliwe było sprawdzenie poszczególnych wariantów konstrukcyjnych, dobranie właściwych zespołów mechanicznych, a także ustalenie najlepszych parametrów geometrycznych pod kątem typowych zadań spawalniczych oraz właściwości współpracujących maszyn. uwzględniono m.in. przestrzenie robocze typowych robotów spawalniczych, w tym ich zasięg poziomy (maksymalny promień przestrzeni roboczej), typowo zawierający się w przedziale 1400-2100 mm. w celu rozwiązania niektórych zagadnień konstrukcyjnych posłużono się także prostym modelowaniem metodą elementów skończonych mes. dotyczyło to np. doboru geometrii wałów osi głównej pozycjonera trzyosiowego, służącej do zmiany stanowisk. z uwagi na konieczność przeprowadzenia kabli zasilających, sterujących i masowych, rys. 7. modelowanie cad 3d podczas projektowania pozycjonera pięcioosiowego fig. 7. the design of 3d cad modelling of 5-axes positioner rys. 8. modelowanie cad 3d podczas projektowania pozycjonera trzyosiowego fig.8. the design of 3d cad modelling of 3-axes positioner w wałach wykonano przelotowe otwory. stwierdzono, że niezależnie od przyjętych warunków obciążenia, największa koncentracja naprężeń (ścinających i skręcających) występuje na wale o pierwotnie założonej średnicy ø75 z wewnętrznym otworem przelotowym ø26. drugi z wałów osi głównej, miał pierwotnie założoną średnicę ø120 z wewnętrznym otworem przelotowym ø80. różnica w średnicach obydwu wałów wynikała z obecności przekładni po stronie wału mniejszego. dodatkowo, nadmierne obciążenie wału o mniejszej średnicy wynikało z niesymetrycznego rozłożenia obciążenia mniejszy wał obciążany był na długości 74 mm, a większy 35 mm. w wyniku przeprowadzonego modelowania skorygowano geometrię obydwy wałów, typu przekładni itp. poprawność przeprowadzonych badań pozytywnie zweryfikowano podczas prób ruchowych zbudowanego pozycjonera. 32 przegląd spawalnictwa vol. 88 1/2016 literatura [1] cegielski p. koncepcja klasyfikacji pozycjonerów do spawania zrobotyzowanego. przegląd spawalnictwa 2/1993, str. 7-10. [2] cegielski p. optymalny wybór pozycjonerów do stanowisk spawania zautomatyzowanego. technologia i automatyzacja montażu, str. 46-48, 2/1993. [3] cegielski p. rozdziały: 7.2.1 pozycjonery spawalnicze, 7.4.3 zewnętrzne osie. w: technika spawalnicza w praktyce. poradnik inżyniera konstruktora i technologa. red. k. ferenc. warszawa, verlag dashofer 2015. [4] cegielski p., golański d., kolasa a., sarnowski t. modelowanie i wdrożenie wysięgników do lokomocji robotów przemysłowych. przegląd spawalnictwa 1/2015, str. 6-13. [5] cegielski p., kolasa a., sarnowski t. pozycjonery i tory jezdne – nowe rozwiązania zewnętrznych osi robotów przemysłowych. prace naukowe. elektronika, z.166. ow politechniki warszawskiej, 2008, str. 357-366. [6] golański d., cegielski p., giżyński p., kolasa a. modelowanie numeryczne ugięcia podstawy robotów przemysłowych. przegląd spawalnictwa 6/2014, str. 34-41. [7] honczarenko j. roboty przemysłowe. budowa i zastosowanie. wnt warszawa 2011. [8] kruczyński m. zrobotyzowane stanowiska spawalnicze – przykłady konfiguracji. biuletyn automatyki 3/2008, astor, str. 20-22 [9] żurek j. i inni: podstawy robotyzacji. laboratorium. wydawnictwo politechniki poznańskiej, poznań 2004. podsumowanie przedstawione urządzenia powstały w oparciu o oryginalne projekty, zakładające wykorzystanie najnowszych układów mechanicznych i napędowych. z drugiej strony, uwzględniają potrzeby i możliwości potencjalnych, głównie krajowych użytkowników, zarówno pod względem ceny jak i oferowanych możliwości technicznych i technologicznych oraz uniwersalności. zaproponowana konfiguracja pozycjonera pięcioosiowego pozwala na realizację złożonych i precyzyjnych zadań spawalniczych. jedną z pierwszych aplikacji było niezwykle trudne spawanie metodą tig cienkościennych konstrukcji przestrzennych. pozycjonery o konstrukcji wrzecionowej należą do najbardziej uniwersalnych. z jednej strony pozwalają na manipulację przedmiotami długimi, których środek ciężkości jest znacznie oddalony od miejsca zamocowania (rury, wały itp.), a z drugiej, przedmiotami zamocowanymi za pośrednictwem pośredniej ramy, umieszczanej pomiędzy stołami. zaproponowany pozycjoner wrzecionowy z poziomą osią główną zmiany stanowisk roboczych, w odróżnieniu od pozycjonerów wrzecionowych w układzie h (z pionową osią zmiany stanowisk), wymaga znacznie mniejszej przestrzeni oraz pozwala sterować wysokością, na jakiej znajdować się będą stoły po stronie robota i obsługi. ps 5 2018 www str 9przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 chronologia zmian w zaleceniach jakościowych   złączy spawanych obciążonych dynamicznie   według norm europejskich chronology of changes in quality recommendations for dynamically loaded welded joints according to european standards dr inż. janusz hołowaty; dr hab. inż. bernard wichtowski, em. prof. zut – zachodniopomorski uniwersytet technologiczny w szczecinie.   autor korespondencyjny/corresponding author: jah@wp.pl streszczenie integracja polski z unią europejską powoduje konieczność zharmonizowania przepisów krajowych z przepisami europejskimi. wymagania jakościowe złączy spawanych w mostach stalowych wg nowych zaleceń przedstawili autorzy w 11 publikacjach wydanych w latach 2002÷2017. określone tam wymogi normowe w wielu przypadkach poddano krytycznej ocenie. próbę rekapitulacji zaleceń konstrukcyjno-projektowych oraz badawczych, dotyczących złączy spawanych w mostach, przedstawionych w tych publikacjach omówiono w artykule. słowa kluczowe: mosty stalowe; spawanie; złącza spawane abstract the integration of poland with the european communities induced the necessity for harmonization of national regulations with european ones. quality requirements for welded joints in steel bridges were presented by the authors in 11 articles published in the years 2002÷2017. standard requirements given there were subjected to critical remarks in many cases. the effort for recapitulation of structural and research recommendations for welded joints in bridges are presented in this paper. keywords: steel bridges; welding; welded joints wstęp wykonywanie złącza spawanego zawsze jest związane z możliwością wystąpienia niezgodności spawalniczych (ns). należy uwzględniać powstałe odchylenia typu geometrycznego i metalurgicznego od parametrów złącza idealnego. podstawową sprawą jest określenie dopuszczalnej wielkości i ilości niezgodności spawalniczych [1÷3]. zgodnie z normą dla mostów stalowych pn-89/s-10050 [4], w konstrukcjach tych „wszystkie spoiny czołowe należy prześwietlić na całej ich długości” i zakwalifikować do odpowiedniej klasy wadliwości. stosowana norma pn-87/m-69772 [5] przewidywała 5 klas wadliwości, a zaliczenie złącza do określonej klasy zależało od rodzaju wad, ich wielkości i stopnia nasilenia. złącze w klasie wadliwości r1 było najmniej wadliwe, zaś w klasie r5 najbardziej wadliwe. ocena jakości złączy spawanych  wg norm europejskich konieczność zharmonizowania przepisów krajowych z przepisami europejskimi [6] wynika z członkostwa pkn, janusz hołowaty, bernard wichtowski przeglad welding technology review od 1 stycznia 2004 r., w europejskim komitecie normalizacyjnym (cen). zalecenia międzynarodowego instytutu spawalnictwa (mis) już w roku 2002 [7] wymagały, aby wszystkie złącza i spoiny projektowane z uwzględnieniem zmęczenia spełniały wymagania jakościowe poziomu b wg en 25817:1992 [8]. norma ta od roku 2007 posiada znowelizowaną wersję wydaną jako pn-en iso 5817 [9]. dokładnie wszystkie zmiany wprowadzone przez tę normę, przy ocenie niezgodności spawalniczych (ns), omówiono w [10]. gwarantem dobrego wykonania konstrukcji spawanej powinna być jej realizacja w zakładach zakwalifikowanych do odpowiednich klas wykonania. w pn-en 1090-2 [11], pierwotne wydanie w 2009, podano cztery klasy wykonania, od najmniej rygorystycznej – exc1 do najbardziej wymagającej – exc4 (tabl. i). wykaz wymagań związanych z powyższymi klasami wykonania przedstawiono w tablicy a3 normy. w mostach należy dobierać klasę wykonania na podstawie rodzaju konstrukcji i występujących oddziaływań. zaleca się przyjmować klasy exc2 i exc3 oraz w przypadku uzasadnionym klasę exc4. spawanie powinno być wykonywane według instrukcji technologicznej spawania (wps), a badania nieniszczące (ndt) spoin należy prowadzić dwuetapowo. doi: http://dx.doi.org/10.26628/ps.v90i5.890 10 przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 etap  i dotyczy wykonanych pierwszych pięciu złączy, których zakres badań jest dwukrotnie większy niż podany w tablicy ii (min 5%, max 100%), a minimalna badana długość spoiny wynosi 900 mm. w przypadku stwierdzenia niezgodności spawalniczych należy ustalić i usunąć przyczynę ich występowania oraz wykonać badanie nowego zestawu pięciu złączy. etap  ii dotyczy kolejnych spoin czołowych o zakresie badań w zależności od wartości występujących w nich naprężeń (por. tabl. ii), przy minimalnej długości odcinka partii badanej 900 mm. jeśli na kontrolowanym odcinku badane spoiny nie mają poziomu jakości zalecanego dla danej klasy wykonania, to badania należy rozszerzyć na dwa odcinki o długości 900 mm położone po obu stronach odcinka z defektami. w przypadku wykrycia w tych spoinach dalszych ns należy ustalić przyczynę ich występowania. kryteria akceptacji ns przyjmuje się według normy [9], która określa wymagania trzech poziomów jakości d, c i b dotyczących klas wykonania exc1, exc2 i exc3. natomiast w przypadku klasy wykonania exc4 norma pn-en 1090-2 [11] wprowadziła dodatkowy poziom jakości b+, który jest poziomem jakości b z dodatkowymi wymaganiami podanymi w tablicy 17 (tabl. iii). w tablicy podano również wymagania dodatkowe dotyczące pomostów stalowych w mostach [11]. takie same wymagania dotyczące pomostów ortotropowych podano w tablicy c5 normy pn-en 1993-2:2010 [12]. zaskakującym jest fakt, że spoiny pomostów wg obu norm mają zróżnicowane zakresy ich badań ndt. zmiana wymogów spawalniczych   w pn-en iso 5817 i pn-en 1993-1-1 kategoria użytkowania według pn-en 1090-2 charakteryzuje obiekt pod względem warunków użytkowania. nowe wydanie pn-en iso 5817 zastępuje od 30 kwietnia 2014 r. jej wydanie z 2009 r. norma ta zawiera dodatkowy załącznik c (informacyjny), w którym podano wymagania dotyczące spoin w konstrukcji narażonej na zmęczenie. dotyczą one poziomów jakości spełniających kryteria klasy zmęczenia fat (fatigue class). wartość klasy zmęczenia fat to zakres zmienności naprężeń δσc w odniesieniu do 2-milionowej liczby cykli (nc) ustalonej przy 75% granicy tolerancji ufności średniej z 95% prawdopodobieństwem przetrwania, z uwzględnieniem odchylenia standardowego, wielkości próby oraz wpływu naprężeń własnych. w odniesieniu do spoin jakości c i b w tablicy iv podano odpowiednie klasy zmęczenia fat. poziom c63 dotyczy fat63 i niższego (δσc ≤ 63 mpa). poziom b90 dotyczy fat90 i niższych (63 < δσc ≤ 90 mpa), a b125 dotyczy fat125 i niższych (90 < δσc ≤ 125 mpa). poziomy c63 i b90 obejmują zarówno spoiny czołowe, jak i pachwinowe, a poziom b125 wyłącznie spoiny czołowe. jednocześnie z wyżej omówionymi zmianami wymogów spawalniczych, wprowadzonych przez normę [9] (zatwierdzoną przez pkn 30 kwietnia 2014 r.), nastąpiła w załączniku c do pn-en 1993-1-1 [13] zmiana w ustalaniu klas wykonania (zatwierdzona przez pkn 24 lipca 2014 r.) – tablica v. czynniki determinujące ten wybór (rc lub cc) dotyczą konstrukcji budowlanej obciążonej statycznie lub zmęczeniowo. prawdopodobnym jest, że wprowadzenie tych zmian nastąpiło w wyniku wielu krytycznych uwag odnośnie wymogów dotyczących niezgodności spawalniczych ns w klasie wykonania exc4 [14÷16] oraz w wyniku kwalifikacji kategorii użytkowej mostów (por. tabl. 10) w funkcji klas zmęczenia fat [8,15,17]. według autorów błędem jest, że pominięto w tym rozumowaniu fakt stosowania spoin poziomu jakości b+ w pomostach ortotropowych (por. tabl. iii) [11]. wątpliwości dotyczą również zakresu badań ndt ii etapu wg tablicy ii. czy w zaistniałych warunkach nie należy zwiększyć zakresu badań spoin klasy wykonania exc3? tablica i. zależności przy ustalaniu klas wykonania (por. tabl. b.3 [11]) table i. recommended matrix for determining execution classes (see table b.3 [11]) tablica ii. zakres badań ndt ii etapu (por. tabl. 24 [11]) table ii. extent of ndt tests for the ii stage (see table 24 [11]) klasy konsekwencji cc1 (cc2) (cc3) kategorie użytkowania sc1 sc2 (sc1) (sc2) sc1 (sc2) kategorie  produkcji (pc1) exc1 exc2 (exc2) exc3 exc3 exc3 (pc2) exc2 exc2 exc2 (exc3) exc3 (exc4) wartości w nawiasach dotyczą konstrukcji mostowych rodzaj spoin spoiny warsztatowe lub montażowe, % exc2 exc3 exc4 poprzeczne rozciągane spoiny czołowe   z pełnym i niepełnym przetopem: σ ≥ 0,50fy σ < 0,50fy 10 0 20 10 100 50 poprzeczne spoiny czołowe z pełnym i niepełnym przetopem: w złączach krzyżowych w złączach t 10 5 20 10 100 50 poprzeczne spoiny pachwinowe rozciągane lub ścinane:  gdy a > 12 mm lub t > 20 mm gdy a ≤ 12 mm i t ≤ 20 mm 5 0 10 5 20 10 spoiny podłużne i do usztywnień (żeber) 0 5 10 uwaga 1: spoiny podłużne są równoległe do osi elementu. pozostałe spoiny są poprzeczne. uwaga 2: oznaczenia: a i t to grubość spoiny i grubość najcieńszej z łączonych części. 11przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 tablica iii. wymiary graniczne ns w spoinach czołowych o poziomie jakości c, b i b+ table iii. boundary dimensions of wi on butt welds for quality level c, b and b + lp. niezgodności spawalnicze   wg pn-en iso 6520-1 numery niezgodności spawalniczych i ich wartości wg pn-en iso 5817 [9] wg pn-en 1090-2 [11]   – tabl. 17 c b b+ 1 2011 – pęcherz gazowy 2012 – porowatość 2013 – gniazdo pęcherzy 2014 – łańcuch pęcherzy 2015 – pęcherz podłużny 2016 – pęcherz kanalikowy (2011, 2012) ≤ 3% d ≤ 0,3s, max 4 mm (2013, 2014) ≤ 8% d ≤ 0,3s, max 3 mm (2015, 2016) h ≤ 0,3s, max 3 mm; l ≤ s, max 50 mm (2011, 2012) ≤ 2% d ≤ 0,2s, max 3 mm (2013, 2014) ≤ 4% d ≤ 0,2s, max 2 mm (2015, 2016) h ≤ 0,2s, max 2 mm; l ≤ s, max 25 mm (2011÷2014) d ≤ 0,1s, max 2 mm płyty pomostowe*) (2011, 2012, 2014) – tylko pory pojedyncze (2013) – max σ 2% (2015, 2016) – pory długie niedopuszczalne 2 300 – wtrącenia stałe 301 – wtrącenia żużla 302 – wtrącenia topnika 303 – wtrącenia tlenków 304 – wtrącenia metaliczne 3042 – wtrącenia miedzi (300÷303) h ≤ 0,3s, max 3 mm; l ≤ s, max 50 mm (304) h ≤ 0,3s, max 3 mm (3042) nie dopuszcza się (300÷303) h ≤ 0,2s, max 2 mm; l ≤ s, max 25 mm (304) h ≤ 0,2s, max 2 mm (3042) nie dopuszcza się (300) h ≤ 0,1s, max 1 mm; l ≤ s, max 10 mm płyty pomostowe*) (300) – niedopuszczalne 3 5011 – podtopienie ciągłe 5012 – podtopienie przerywane 5013 – podtopienie grani (5011, 5012) h ≤ 0,1t, max 0,5 mm (5013) h ≤ 0,1t, max 1 mm (5011÷5013) h ≤ 0,05t, max 0,5 mm (5011, 5012) – niedopuszczalne płyty pomostowe*) (5011) – lokalnie, h ≤ 0,5 mm 4 515 – wklęśnięcie grani (515) – ns krótkie h ≤ 0,1t, max 1 mm (515) – ns krótkie h ≤ 0,05t, max 0,5 mm (515) – niedopuszczalne 5 507 – przesunięcie liniowe (507) h ≤ 0,15t, max 4 mm (507) h ≤ 0,1t, max 3 mm (507) h ≤ 0,05t, max 2 mm 6 nr 4.1 – ns wielokrotne (nr 4.1) σh ≤ 0,3t (nr 4.1) σh ≤ 0,2t, lub ≤ 0,15a (nr 4.1) płyty pomostowe*) – niedopuszczalne oznaczenia: l – długość niezgodności spawalniczej w kierunku osi spoiny, d – średnica pęcherza, b – szerokość nadlewu spoiny, t – grubość blachy, s – nominalna grubość spoiny czołowej, % – procentowy maksymalny wymiar powierzchni h – wysokość lub szerokość niezgodności spawalniczej, ns w odniesieniu do powierzchni rzutowej. 12 przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 tablica iv. dodatkowe wymagania w odniesieniu do spoin czołowych narażonych na obciążenie zmęczeniowe (por. tabl. 4 i tabl. c.1 [9]) table iv. additional requirements for butt welds subjected to fatigue load (see table 4 and table c.1 [9]) nr [3] niezgodności spawalnicze wg pn-en iso 6520-1 t [mm] graniczne niezgodności spawalnicze dla poziomów jakości c63c) b90c) b125 2.3 2011 – pęcherz gazowy 2012 – pęcherze równomiernie rozłożone ≥ 0,5 a a • dla pojedynczej warstwy ≤ 1% • dla wielu warstw ≤ 2% d ≤ 0,1s, max 1 mm 2.4 2013 – gniazdo pęcherzy ≥ 0,5 a ≤ 3% d) d ≤ 0,2s, ≤ 0,2a; d ≤ 2,5 mm ≤ 2% d) d ≤ 0,1s, max 0,5 mm 2.5 2014 – łańcuch pęcherzy ≥ 0,5 a a • dla pojedynczej warstwy ≤ 1%d) • dla wielu warstw ≤ 2% d) d ≤ 0,1s, max 1 mm 2.6 2015 – pęcherz podłużny 2016 – pęcherz kanalikowy ≥ 0,5 a h ≤ 0,2s, ≤ 0,2a max h ≤ 2 mm max l = 2,5 mm nie dopuszcza się 2.9 300 – wtrącenia stałe 301 – wtrącenia żużla 302 – wtrącenia topnika 303 – wtrącenia tlenków ≥ 0,5 a h ≤ 0,2s, ≤ 0,2a max h = 2 mm max l = 2,5 mm nie dopuszcza się 3.1 5071 – przesunięcie liniowe płyt ≥ 0,5 a h ≤ 0,1t; max 3 mm h ≤ 0,05t; max 1,5 mm 5072 – przesunięcie liniowe rur ≥ 0,5 a h ≤ 0,5t; max 1 mm nie dopuszcza się – 508 – przesunięcie kątowe ≥ 0,5 β ≤ 2° β ≤ 1° β ≤ 1° 1.5 401 – przyklejenie ≥ 0,5 a a a 1.7 5011 – podtopienie ciągłe 5012 – podtopienie przerywane > 3 a a nie dopuszcza się 1.8 5013 – podtopienie grani > 3 a a nie dopuszcza się 1.9 502 – nadlew (spoina czołowa) ≥ 0,5 a a h ≤ 0,2 mm + 0,1b 1.11 504 – wyciek > 3 a a h ≤ 0,2 mm + 0,05b max 1 mm 1.12 505 – niewłaściwy brzeg spoiny ≥ 0,5 a a a – 5052 – niewłaściwy promień brzegu spoiny ≥ 0,5 b b r ≥ 4 mm 1.14 509 – zwis 511 – wklęśnięcie lica > 3 a a nie dopuszcza się 1.17 515 – wklęśnięcie grani > 3 a a nie dopuszcza się 1.23 602 – rozpryski ≥ 0,5 a a nie dopuszcza się a – poszczególne wartości dla danego poziomu b i c z tabl. 3 i 4; b – nie określa się; c) wartości z [17]; d) graniczne wartości sumy różnych pęcherzy odniesionej do powierzchni ocenianej. 13przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 literatura [1] klimpel a.: kontrola i zapewnienie jakości w spawalnictwie. tom 1, wydawnictwo politechniki śląskiej, gliwice 1998. [2] wichtowski b.: wytrzymałość zmęczeniowa spawanych złączy doczołowych w stalowych mostach kolejowych. pn politechniki szczecińskiej, nr 572, szczecin 2002. [3] wichtowski b., czajkowski t.: ocena jakości spawanych złączy doczołowych w mostach kolejowych według norm europejskich, inżynieria i budownictwo, nr 2, 2006. [4] pn-89/s-10050 obiekty mostowe – konstrukcje stalowe – wymagania i badania. [5] pn-87/m-69772 spawalnictwo – klasyfikacja wadliwości złączy na podstawie radiogramów. [6] ustawa z 12 września 2002 r. o normalizacji (dz. u. z 2015 r., poz. 1483). [7] hobbacher a.: recommendations for fatigue design of welded joints and components. iiw doc. xiii-1539-96, updated june 2002. [8] pn-en 25817:1997 złącza stalowe spawane łukowo – wytyczne do określania poziomów jakości według niezgodności spawalniczych. [9] pn-en iso 5817:2014 spawanie – złącza spawane ze stali, niklu, tytanu i ich stopów (z wyjątkiem spawanych wiązką) – poziomy jakości według niezgodności spawalniczych. [10] wichtowski b., smułczyński e.: poziomy jakości spawanych złączy doczołowych według normy pn-en iso 5817,2007” biuletyn instytutu spawalnictwa w gliwicach, nr 6, 2008. podsumowanie  dla wielu normy europejskie dotyczące projektowania budowlanego są coraz mniej przejrzyste i niezrozumiałe. nowe wymagania wyznaczone zostały bez pełnego literaturowego rozpoznania zagadnienia, bez analizy wyników badań modelowych i bez analizy wyników badań analogicznych rozwiązań literaturowych. przykładowo dwie normy pn-en 1090-2:2012 [11] oraz pn-en 1993-2:2010 [12], wydane w odstępie jednorocznym, przedstawiają wymogi dotyczące analogicznych spoin czołowych w pomostach ortotropowych o sprzecznych zaleceniach obliczeniowych. norma dla mostów stalowych [12] zezwala przy zalecanych i podanych grubościach blachy poziomej pomostu na rezygnację z obliczania w nich momentów zginających. jednocześnie w tym samym załączniku c wprowadza zaostrzone wymagania dotyczące spoin blach poziomych oraz uzależnia zakres ich badań od wartości występujących w nich naprężeń, a przy σ ≤ 0,75fy zezwala na 50% badania wizualne (vt) oraz przy σ > 0,60fy na 10% badania radiograficzne (rt). jak określić poziom jakości b+ tych spoin, gdy nie są one badane radiograficznie, a nawet wizualnie? w chwili obecnej powołane są 22 naprawcze grupy robocze złożone z ekspertów 34 państw, członków cen. nowa, druga, poprawiona i zmieniona edycja eurokodów ec3 i ec4 zapowiadana jest na koniec 2020 r. i uwzględni zbierane od kilku lat propozycje poprawek. przykładowo do poddanego ocenie drugiego szkicu pren 1993-1-1 v.2 wpłynęło 440 propozycji zmian, a do pren 1993-1-8 v.2 620 propozycji zmian. [11] pn-en 1090-2:2012 wykonanie konstrukcji stalowych i aluminiowych – część 2: wymagania techniczne dotyczące konstrukcji stalowych. [12] pn-en 1993-2:2010 eurokod 3 – projektowanie konstrukcji stalowych – część 2: mosty stalowe. [13] pn-en 1993-1-1:2006/a1:2014 eurokod 3 – projektowanie konstrukcji stalowych – część 1-1: reguły ogólne i reguły dla budynków. [14] wichtowski b., hołowaty j.: badania złączy spawanych w mostach stalowych według wymagań norm pn-en 1090-2 i pn-en iso 5817, inżynieria i budownictwo, nr 2, 2016. [15] hołowaty j., wichtowski b.: testing of welded joints in steel bridges to european standards. 8th international symposium of steel bridges, innovation & new challenges, istanbul 2015. [16] czuchryj i., sikora s., staniszewski k.: ocena jakości złączy spawanych w konstrukcjach stalowych kontrolowanych radiograficznie na podstawie poziomu jakości b+ wg pn-en 1090-2, przegląd spawalnictwa, nr 3, 2013. [17] wichtowski b., hołowaty j.: jakość spoin czołowych w mostach w funkcji klas zmęczenia według norm europejskich i badań własnych, inżynieria i budownictwo, nr 9, 2016. tablica v. dobór klasy wykonania – exc (por. tabl. c.1 [13]) table v. selection of execution class – exc (see table c.1 [13]) klasa niezawodności (rc) lub klasa konsekwencji (cc) rodzaj obciążenia statyczne, quasi-statyczne  lub sejsmiczne, gdy dcla zmęczenioweb lub sejsmiczne, gdy dcm  lub dcha rc3 lub cc3 exc3c exc3c rc2 lub cc2 exc2 exc3 rc1 lub cc1 exc1 exc2 a sejsmiczne klasy ciągliwości: niska = dcl, średnia = dcm; wysoka = dch b patrz en 1993-1-9 c w przypadku ekstremalnych konsekwencji zniszczenia może być stosowana klasa exc4 ps 8 2017 www.pdf 63przegląd  spawalnictwa vol. 89 8/2017 zautomatyzowane stanowisko   do badań ultradźwiękowych   połączeń zgrzewanych łukiem wirującym automated set-up for ultrasonic testing of magnetically impelled arc butt (miab) welded joints dr inż. tomasz piwowarczyk, inż. michał salamon, dr inż. marcin korzeniowski, dr inż. paweł sokołowski – politechnika wrocławska, mgr inż. agnieszka bicz – przedsiębiorstwo badawczo-produkcyjne optel spółka z o.o. autor korespondencyjny/corresponding author: tomasz.piwowarczyk@pwr.edu.pl streszczenie przedstawiono procedurę projektowania zautomatyzowanego stanowiska kontroli jakości elementów przeniesienia napędu. scharakteryzowano analizowane obiekty i przedstawiono zadania projektowe, ze szczególnym zwróceniem uwagi na wyznaczenie warunków brzegowych. zaproponowano koncepcje zautomatyzowanego stanowiska, porównano je i wybrano najkorzystniejsze rozwiązanie. dla wybranej koncepcji dobrano geometrię członów struktury mechanicznej oraz przedstawiono ideę układu sterowania. przeanalizowano technologiczność stanowiska i wykonano dokumentację rysunkową. słowa kluczowe: rurowe elementy cienkościenne; zgrzewanie łukiem wirującym; kontrola jakości; badania ultradźwiękowe abstract the article presents the design methodology of automated set-up being used for the quality control evaluation of car drive shafts. the transmission elements were characterized, quantified and then the specific objectives of a solution were defined. the boundary conditions were also defined. the various prototypes were designed, analyzed and compared in order to choose the best one for the further development. afterwards, the geometry of the structural members was designed for the selected concept. the idea of the control system was then proposed and developed. the drawing documentation of such set-up was prepared, with respect to the versatility and user friendliness of the system. keywords:  tubular thin-walled components; magnetically impelled arc butt welding; quality control; ultrasonic testing wprowadzenie  – projektowanie zautomatyzowanych  stanowisk badawczych technologia zgrzewania łukiem wirującym (magnetically impelled arc butt, miab) jest doskonałą odpowiedzią na aktualne zapotrzebowanie przemysłu motoryzacyjnego i przejawia szereg zalet w porównaniu z alternatywnymi technikami łączenia np. popularnym zgrzewaniem tarciowym. wybrane korzyści z jej zastosowania to minimalizacja ilości wtrąceń i zanieczyszczeń w powstałych zgrzeinach, mniejsze zużycie energii oraz mniejsza czasochłonność procesu [1÷12]. mimo bardzo wyraźnych zalet dostępna literatura branżowa oraz zastosowania wdrożone w rodzimym przemyśle nie są liczne. fakt ten implikuje konieczność opracowywania nowych rozwiązań, zarówno dotyczących techniki miab, jak i stanowisk dedykowanych do badań połączeń wykonywanych tą metodą. wcielenie etapu badawczego już podczas tomasz piwowarczyk, michał salamon, marcin korzeniowski, paweł sokołowski, agnieszka bicz przeglad welding technology review cyklu produkcyjnego, oprócz możliwości weryfikacji jakości połączenia, pozwala również na sterowanie on-line parametrami procesu zgrzewania. uzyskując informacje na temat poprawności złącza bezpośrednio po jego wykonaniu, możliwe jest zoptymalizowanie procesu przez korektę parametrów zgrzewania. pozwala to na redukcję czasu poświęcanego na manualne badanie jakości zgrzein oraz zmniejszenie kosztów wynikających z przestoju produkcji. zagadnienie wysokiej jakości wyrobów, przy zachowaniu powtarzalności produkcji, jest szczególnie istotne dla przemysłu samochodowego, w którym odpowiednio wczesne wykrycie niezgod ności pozwala na uniknięcie zwielokrotnienia kosztów, które mogłyby wystąpić w przypadku ujawnienia się wady dopiero podczas eksploatacji wyprodukowanego elementu. 64 przegląd  spawalnictwa vol. 89 8/2017 kolejnym aspektem, uzasadniającym zasadność projektowania zautomatyzowanych stanowisk badawczych, jest przewaga rozwiązań dedykowanych nad uniwersalnymi, wynikająca z możliwości większej optymalizacji procesu. dedykowany etap badawczy może zostać dopasowany do istniejących etapów produkcji, jak również wykorzystać cechy geometryczne badanych elementów. dzięki temu czas poświęcany na inspekcję wyrobów może być krótszy, tym samym wydajność produkcji zwiększona. w rozpatrywanym stanowisku badawczym do analizy połączeń wykonanych techniką miab założono zastosowanie urządzeń, które przejmą od człowieka funkcje poznawcze, intelektualne i decyzyjne. urządzenia te spełniają następujące zadania: dokonywanie pomiarów oraz rejestracja wyników, przetwarzanie informacji (gromadzenie informacji w bazach danych, tworzenia modeli matematycznych, interpretowania wyników) oraz sterowanie procesem [13]. rozwiązanie to jest możliwe w wyniku połączenia czterech istotnych komponentów i charakterystyk: platformy wykonawczej (urządzenia, przyrządy, systemy), procesu (ruchy, operacje i realizowane funkcje), niezależności w działaniu i źródeł energii [14]. zadanie projektowe przed przystąpieniem do procesu projektowania należało ocenić potencjał analizowanego systemu do automatyzacji. pod uwagę wzięto takie czynniki jak: wydajność procesu produkcyjnego, bezpieczeństwo, aspekty ekonomiczne, wymagania jakościowe produktów oraz potencjalne możliwości operatora [14]. na podstawie ww. analizy oraz doświadczeń autorów, zdecydowano się na wykonanie prototypu stanowiska do oceny jakości złączy zgrzewanych łukiem wirującym z wykorzystaniem technik ultradźwiękowych. w tym celu analizowano zaproponowaną koncepcję od szki cu modelowego, przez model 3d, wizualizację, aż po wykonanie prototypu (rys. 1). zwykle pierwszymi krokami w kierunku wykonania koncepcji są: przedstawienie analizowanego obiektu oraz opis procedury badań. z uwagi na realizowany projekt badawczy, zarówno analizowane elementy przeniesienia napędu (rys. 2), jak i proces wytwarzania oraz oceny jakości złączy, były przez autorów dobrze poznane [9÷11]. zatem projektowanie rozpoczęto od wyznaczenia warunków brzegowych: – czas trwania cyklu badawczego nie powinien przekroczyć 20 sekund; – elementy do analizy dostarczane są z poprzedniego stanowiska poprzez przenośnik, ich pozycja jest zawsze znana, zawsze jednakowa dla danego rodzaju wału, jakkolwiek może różnić się w zależności od serii produkcyjnej (referencji); proponowane koncepcje zautomatyzowanego stanowiska na podstawie przedstawionych wyżej wymagań brzegowych zaproponowano 4 koncepcje stanowiska badawczego, przedstawiające różne podejścia do zagadnienia projektowego. opis każdego rozwiązania uzupełniono wizualizacją samego stanowiska, jak i poszczególnych etapów cyklu badawczego. uwzględniono także ocenę możliwości rozbudowy każdego projektu, uzasadnienia wyboru danych rozwiązań oraz możliwe problemy, mogące być przyczyną danego rozwiązania. i koncepcja zakłada poziomą orientację elementów, które analizowane są jedną, bądź dwiema głowicami, przy czym ciągłość ośrodka sprzęgającego zapewniona jest za pomocą strumienia cieczy (rys. 3a). ii koncepcja korzysta z metody zanurzeniowej jako sposobu uzyskania ciągłości ośrodka pomiędzy obiektem badań a głowicą. implikuje to konieczność zastosowania pionowej orientacji analizowanych wałów (rys. 3b). iii koncepcja zakłada użycie systemu wizyjnego lub czujników odległości, które byłyby w stanie rozpoznać rodzaj wału (rys. 3c). iv koncepcja zakłada użycie manipulatora przemysłowego wykonującego zadanie umieszczania wału na stanowisku badawczym, a także wyjmowania go po skończonej analizie (rys. 3d). porównanie najważniejszych parametrów roboczych analizowanych koncepcji zestawiono w tablicy i. rys. 1.  rozwój koncepcji od szkicu ideowego poprzez model 3d aż po wizualizację i prototyp fig.  1. the concept development; starting from concept sketch, then 3d model and finally prototype rys. 2. analizowane elementy przeniesienia napędu wraz ze zgrzeinami wykonanymi łukiem wirującym fig.  2. the analyzed drive shafts manufactured by magnetically impelled arc butt welding – możliwość badania wielu rodzajów geometrii wałów, od średnic ø36 do ø100 mm oraz długości rozstawu zgrzein od 550 do 1300 mm; – automatyzacja sztywna jest wystarczająca, czas przezbrajania powinien być mniejszy od czasu zmiany parametrów i konfiguracji poprzedzającego stanowiska; – możliwe jest wykorzystanie substancji sprzęgającej na dwa sposoby: poprzez zanurzenie elementu lub zapewnienie ciągłości ośrodka przez strumień cieczy; możliwość zanurzenia wału w wodzie jest ograniczona i wymusza pionową orientację wałów lub zastosowanie uszczelnień. 65przegląd  spawalnictwa vol. 89 8/2017 numer koncepcji i ii iii iv gabaryty [m] 1,44 x 0,4 x 0,3 1,17 x 0,8 x 2,30 1,60 x 0,85 x 0,82 1,39 x 0,4 x 0,36 konieczność  przezbrajania nie nie tak tak ilość oraz nazwy  parametrów, którymi  należy sterować 2 4 3 2 prędkość obrotowa mechanizmu przemieszczającego wały; prędkość obrotowa rolek napędowych przemieszczenie w osi x; przemieszczenie w osi z; prędkość obrotowa uchwytu trójszczękowego; zacisk szczęk uchwytu prędkość obrotowa pierwszego walca napędowego; prędkość obrotowa drugiego walca napędowego; przemieszczenie głowicy w osi z prędkość obrotowa rolek napędowych; położenie chwytaka manipulatora przemysłowego konstrukcja ramy profile aluminiowe profile stalowe, spawane, elementy stalowe cięte laserowo profile stalowe, spawane profile aluminiowe ilość i konstrukcja  zbiorników  2 2 1 2 jedno-elementowe; zbiorniki z pe lub pp zbiornik z przezroczystych płyt z pmma; rezerwuar z pe lub pp zbiornik z tworzywa sztucznego zbiornik z przeźroczystych płyt z pmma; rezerwuar z pe lub pp orientacja wałów  pozioma pionowa pozioma pozioma sposób uzyskania  ciągłości ośrodka strumieniem cieczy zanurzeniowy strumieniem cieczy strumieniem cieczy potencjał rozbudowy łatwa problematyczna nieopłacalna łatwa sposób przezbrojenia 1) zatrzymanie przepływu cieczy; 2) spozycjonowanie głowic; 3) wznowienie przepływu 1) opróżnienie zbiornik; 2) spozycjonowanie głowic; 3) napełnienie zbiornika brak konieczności przezbrajania w razie konieczności 1) zatrzymanie przepływu cieczy; 2) spozycjonowanie głowic; 3) wznowienie przepływu minimalny kąt obrotu  wału ok. 360°, ok. 180° w przypadku dodania głowicy po przeciwnej stronie ok. 360°, ok. 180° w przypadku dodania głowicy po przeciwnej stronie więcej niż 360° ok. 360° sposób podawania  elementów mechanizm oparty na czworoboku przegubowym chwytak poruszający się w osi x i z grawitacyjnie, bezpośrednio z podajnika manipulator przemysłowy sposób zapewnienia  obrotu wału napęd rolkowy uchwyt trójszczękowy napęd bębnów napęd rolkowy tablica i. porównanie najważniejszych parametrów roboczych analizowanych koncepcji table i. the comparison of operating parameters of analyzed concepts 66 przegląd  spawalnictwa vol. 89 8/2017 w celu wytypowania najkorzystniejszego rozwiązania spośród proponowanych koncepcji przyjęte zostały kryteria wyboru obejmujące zarówno wymagania odnośnie wytworzenia stanowiska, jak i jego eksploatacji: – czas pomiaru elementu – w głównej mierze zależy od czasu, który poświęcany jest na obrót elementu wokół własnej osi, jest zależny od typu (średnicy) aktualnie badanego wału. jest to okres pomiędzy dotarciem elementu do stanowiska badawczego a opuszczeniem go; – prostota konstrukcji – określa stopień skomplikowania wykonania, rodzaj użytych elementów możliwość szybkiej wymiany dowolnego podzespołu w razie awarii; – koszt budowy – koszty wynikające z zakupu podzespołów użytych do wykonania stanowiska, jego montażu i przygotowania do pracy; – zajmowana powierzchnia – rozumiana jako obszar hali produkcyjnej, który musi zostać wydzielony dla projektowanego etapu produkcji; – czas przezbrojenia – czas potrzebny na zmianę konfigracji stanowiska i przystosowanie go do nowego typu elementów; – możliwość rozbudowy – wyraża sposobność dostosowania układu do wymagań stawianych przez gabaryty i geometrię elementów, które mogą być produkowane w przyszłości. w pierwszym kroku wyznaczono wagę danego kryterium, czyli oceniono jak ważny jest poszczególny warunek z punktu widzenia rozpatrywanego zadania projektowego i stawianych mu wymagań brzegowych. następnie porównano poszczególne rozwiązania konstrukcyjne ze względu na przyjęte kryteria metodą „każdy z każdym”. na tej podstawie otrzymano sumaryczną liczbę punktów przypisanych do danej koncepcji, które po uwzględnieniu współczynników istotności pozwoliło na wybór najlepszego rozwiązania (tabl. 2). z przeprowadzonych rozważań wynika, że najbardziej odpowiednim rozwiązaniem dla wyznaczonych kryteriów jest pierwsza koncepcja stanowiska badawczego, która to została w następnych etapach rozwinięta. projekt technologiczny i konstrukcyjny wybranej koncepcji wybrana koncepcja zakłada obrót wału, konieczny do inspekcji całej długości połączenia, dokonywany za pomocą rolek napędzanych silnikiem elektrycznym. napęd przenoszony jest za pomocą pasów zębatych, a sama jednostka napędowa umiejscowiona jest pod konstrukcją. uzasadnieniem wyboru tego rozwiązania jest chęć ograniczenia drgań wprowadzanych do układu badawczego. proponowanymi elementami do budowy konstrukcji ramy są profile aluminiowe łączone głównie za pomocą kątowników. stanowisko zautomatyzowane jest w sposób wymagający każdorazowego przezbrojenia przy zmianie i ii iii iv czas pomiaru elementu 0,13 0 0,04 0,04 prostota konstrukcji 0,09 0,04 0 0,09 koszt budowy 0,04 0,02 0 0,04 zajmowana powierzchnia 0,07 0,02 0 0,02 czas przezbrojenia 0,01 0,00 0,03 0,01 możliwość rozbudowy 0,04 0,02 0 0,04 suma 0,39 0,11 0,08 0,26 tablica  ii. podsumowanie ocen punktowych stanowisk wraz z uwzględnieniem wag każdego kryterium table  ii. the summary of the best concept selection process and weighting of each criteria a) b) rys. 3.  wizualizacje czterech koncepcji stanowiska badawczego fig. 3. 3d visualisation of four concepts of testing set-up c) d) 67przegląd  spawalnictwa vol. 89 8/2017 typu produkowanego elementu. elementy podawane są w sposób automatyczny, a ich pozycja początkowa jest ustalona przez przenośnik łańcuchowy, którego układ mechaniczny nie jest powiązany z konstrukcją stanowiska. podawanie elementów jest realizowane dzięki mechanizmowi opartemu na czworoboku przegubowym z uchwytami pryzmatycznymi pokrytymi gumą, które zapewniają pewny chwyt transportowanego elementu cylindrycznego. silnik elektryczny napędzający powyższy mechanizm również posadowiony jest poniżej ramy, a moment obrotowy przenoszony jest za pomocą pasa na wał, wsparty na dwóch łożyskach, których obudowa przytwierdzona jest do ramy. stosowanie substancji sprzęgającej w postaci strumienia cieczy wymusza na konstrukcji zastosowanie zbiorników pozwalających na zamknięty obieg wody. do tego niezbędna jest pompa cieczy, która nie wymaga sterowania i może pracować w trybie ciągłym. dostosowanie stanowiska do wymagań narzucanych przez geometrię kolejnej serii wałów odbywa się poprzez zmianę położenia stoperów, ustalanych dla każdego rodzaju referencji. pozycja oraz kąt nachylenia ustawiany jest za pomocą pokręteł dających możliwość zablokowania ruchu w każdym kierunku. proponowana konstrukcja umożliwia zastosowanie kolejnej pary głowic, obróconych względem osi wału o 180°, co spowoduje, że wystarczające będzie obrócenie wału o połowę pierwotnej wartości kątowej, a tym samym pozwoli na skrócenie czasu inspekcji o połowę. zastosowanie profili aluminiowych połączonych śrubowo daje konstrukcji możliwość dostosowania się do przyszłych specyfikacji badanych produktów, opcję rozbudowy oraz sposobność do manipulacji rozstawem rolek napędowych. dla wybranej koncepcji zaprojektowano poszczególne elementy konstrukcji stanowiska badawczego, z podziałem na określone podzespoły tworzące złożenie, wydzielone na podstawie pełnionej funkcji: – mechanizm transportujący wały, oparty na czworoboku przegubowym, – mechanizm zapewniający obrót wału wokół własnej osi – napęd rolkowy, – układ zapewniający obieg powrotny cieczy sprzęgającej, – konstrukcja ramy, – układ sterujący. mechanizm oparty na czworoboku przegubowym w projektowanym stanowisku badawczym pełni funkcję przenoszenia elementów z przenośnika łańcuchowego na rolki napędowe oraz równocześnie transportuje zbadany już wał na kolejny przenośnik łańcuchowy (rys. 4). na dwa identyczne, równoległe względem siebie wały zostaje przyłożony moment obrotowy, wprawiający w ruch pozostałe człony mechanizmu. w pierwszym etapie ruchu, człon na którym spoczywają przenoszone elementy rys. 4. a) wizualizacja mechanizmu transportującego elementy, b) analiza wytrzymałościowa ukształtowanego wału fig. 4. a) 3d visualisation of mechanism that enables the transport of drive shafts, b) fem strength analysis of a critical structural member przemieszcza się po łuku zapewniając przy tym bezkolizyjne przemieszczenie elementów. po umieszczeniu ich na docelowym miejscu mechanizm wraca do położenia początkowego, tym samym wykonując pełen obrót, i pozostaje nieruchomy do czasu konieczności przetransportowania kolejnych części. dla założonego projektu przeprowadzono analizę wytrzymałościową i wymagane obliczenia. mechanizm rolkowy ma za zadanie przeniesienie momentu obrotowego wytwarzanego przez silnik elektryczny i wykorzystanie go do obracania badanych elementów wokół własnej osi. elementy elektromechaniczne stanowiska tj. silnik krokowy, dzięki któremu możliwy jest ruch obrotowy wału, oraz pompa doprowadzająca ciecz sprzęgającą w obszar zgrzeiny, sterowane są przez komputer będący integralną częścią systemu. prędkość obrotowa silnika (możliwa do regulacji z poziomu interfejsu administratora systemu) jest ściśle związana z momentem wyzwalania impulsu ultradźwiękowego, generowanego przez kartę ultradźwiękową opbox. synchronizacja generatora fal ultradźwiękowych z silnikiem krokowym jest możliwa dzięki wykorzystaniu enkodera, w który dodatkowo wyposażono silnik. tok analizy mechanizmu był następujący: wyznaczono siły działające na rolki i dobrano komponenty, wyznaczono wymagany moment obrotowy i dobrano silnik. szczególnie ważnym wymogiem stawianym projektowanemu stanowisku jest uniwersalność, stąd też dokonano wyboru konstrukcji ramy opartej na profilach aluminiowych. wszechstronność tego typu rozwiązania polega na modułowości podzespołów oferowanych przez producentów. odpowiednio dobrane długości elementów mogą być łączone na wiele sposobów, bez konieczności wiercenia otworów, za pomocą połączeń śrubowych. umożliwia to wprowadzenie korekty, gdyby w przyszłości wystąpiła konieczność modyfikacji stanowiska w celu dostosowania go pod wymogi nowej partii produktów. dane charakterystyczne zastosowanych pomp wodnych są determinowane przez parametry procesu badań ultradźwiękowych oraz budowę głowicy kierunkującej strumień cieczy. w celu sprawdzenia zaprojektowanej pompy została przeprowadzona symulacja cyrkulacji cieczy. w tym celu wymuszono przepływ o stałej prędkości, zbliżonej szacunkowo do wartości pozwalającej na prawidłowy przebieg procesu badawczego (rys. 5). projektując układ sterowania wzięto pod uwagę fakt, że system sterowania napędami i układ badawczy mogą działać niezależnie, zatem do obu zadań zastosowano komputer. wiązka fali ultradźwiękowej jest generowana w określonych przez enkoder punktach. po wejściu generowanej fali w badany element, propaguje ona podpowierzchniowo do zgrzeiny i przechodzi dalej (zgrzeina poprawna) lub odbija się od nieciągłości wewnątrz połączenia. a) b) 68 przegląd  spawalnictwa vol. 89 8/2017 rys. 5. wizualizacja przepływu cieczy podczas badania elementu fig. 5. the simulation of a coupling liquid flow during ultrasonic testing rys. 6. prototyp stanowiska badawczego fig. 6. prototype of the testing setup dokładnego sprzężenia akustycznego pomiędzy przetwornikiem ultradźwiękowym, a powierzchnią rury, ruch obrotowy wału poprzedzony jest ok. 4-sekundowym załączeniem pompy, doprowadzającej ciecz sprzęgającą w obszar badania. jest to najczęściej wodny roztwór z inhibitorem korozji, mający własności hydrofobowe, dzięki czemu po wykonaniu badania wał nie wymaga suszenia (rys. 6b). zintegrowane z układem mechanicznym oprogramowanie, oprócz możliwości sterowania ruchem umożliwia kompletną akwizycję i rejestrację sygnałów ultradźwiękowych. jego elastyczność daje użytkownikowi pełną kontrolę nad takimi parametrami jak: – czułość pomiarowa i rozdzielczość, – zapis i odczyt konfiguracji systemu dla wykonywania badań wybranych przez operatora półosi, – podgląd w czasie rzeczywistym oraz konfigurację sygnałów ultradźwiękowych uzyskiwanych w czasie wykonywania pomiaru, – zapis i odczyt wykonanych pomiarów wraz z równoczesną konfiguracją systemu w trakcie wczytywanego wyniku pomiaru. podsumowanie  na podstawie zrealizowanych etapów procedury projektowej opracowano stanowisko badawcze i wykonano jego prototyp. początkowo sprecyzowano warunki brzegowe i na ich podstawie powstały 4 koncepcje stanowiska. dzięki wytypowaniu i porównaniu najważniejszych cech i parametrów wszystkich wstępnych projektów dokonano wyboru koncepcji najkorzystniejszej pod względem założonych kryteriów. następnym krokiem było dobranie geometrii członów struktury mechanicznej na podstawie analizy wytrzymałościowej i dobór elementów układu mechatronicznego. zaprezentowano także ideę układu sterowania oraz stworzono rysunki techniczne części tworzących konstrukcję stanowiska. realizację doboru poszczególnych elementów złożenia w znacznym stopniu ułatwiły programy do komputerowego wspomagania projektowania, dzięki którym możliwe było przeprowadzenie symulacji pracy w zadanych warunkach. na podstawie przeprowadzonych prac projektowych wykonano prototyp urządzenia i przeprowadzono testy na rzeczywistych obiektach. artykuł powstał w ramach projektu pt . „kryteria i metodyka określania jakości złączy zgrzewanych łukiem wirującym” współfinansowanym przez narodowe centrum badań i rozwoju w ramach iii programu badań stosowanych . prototyp stanowiska badawczego na podstawie założeń wyznaczonych w poszczególnych etapach projektowych zbudowano prototyp urządzenia (rys. 6a), którego główne cechy charakterystyczne to: – możliwość wykonywania ultradźwiękowych skanów typu b badanych połączeń na całym obwodzie elementu o założonym zakresie średnic i długości, ze zdefiniowaną przez użytkownika rozdzielczością, – możliwość tworzenia oraz zapisu konfiguracji systemu dla wykonywania skanów poszczególnych typów elementów zgrzewanych, – możliwość kontroli oraz konfiguracji sygnałów ultradźwiękowych uzyskiwanych w czasie skanu, – możliwość zapisu wykonanych skanów wraz z konfiguracją systemu on-line. rozpoczęcie pomiaru możliwe jest po prawidłowym ułożeniu wału przez mechanizm transportujący na rolkach, połączonych z napędzającym silnikiem za pomocą przekładni pasowej. pomiar ciągłości zgrzeiny wyzwalany jest przyciskiem „start” umieszczonym na zewnętrznej części szafy sterującej lub poprzez aktywowanie przycisku „start scan” w oknie głównym aplikacji sterującej. w celu zapewnienia a) b) 69przegląd  spawalnictwa vol. 89 8/2017 literatura [1] s. arungalai vendan, s. manoharan, g. buvanashekaran, c. nagamani: development of a miab welding module and experimental analysis of rotational behavior of arc-simulation of electromagnetic force distribution during miab welding of steel pipes using finite element analysis, the international journal of advanced manufacturing technology, 2009, nr 43. [2] d. h. phillips: magnetically impelled arc butt (miab) welding of chromium-plated steel tubular components utilizing arc voltage monitoring techniques, rozprawa doktorska, the ohio state university, 2008. [3] i. kubiszyn: zbadanie warunków zgrzewania łukiem wirującym, praca badawcza instytutu spawalnictwa, nr ba-37, gliwice 1980. [4] p. lassociński: podstawy teoretyczne zgrzewania łukiem wirującym, przegląd spawalnictwa, 1992, nr 1. [5] p. lassociński: urządzenia do zgrzewania łukiem wirującym, przegląd spawalnictwa, 1993, nr l. [6] m. florkowski, m. korzeniowski, t. piwowarczyk: zastosowanie zgrzewania łukiem wirującym do łączenia elementów o przekroju rurowym, sympozjum katedr i zakładów spawalnictwa, nowoczesne zastosowania technologii spawalniczych, politechnika śląska, istebna 2016. [7] s. arungalai vendan, s. manoharan, g. buvanashekaran, c. nagamani: investigation of weld parameters in miab welding process by developing a module validation using finite element analysis, international journal of manufacturing engineering, 2008, nr 4. [8] j. w. kim, d. h. choi: a study on the numerical analysis of magnetic flux density by a solenoid for magnetically impelled arc butt welding, proceedings of the institution of mechanical engineers, part b: journal of engineering manufacture, 2003, nr 10. [9] t. piwowarczyk, a. małachowska, p. sokołowski: tendencje rozwojowe zgrzewania łukiem wirującym w aspekcie zastosowań w przemyśle motoryzacyjnym, przegląd spawalnictwa, 2013, nr 6. [10] t. piwowarczyk, m. korzeniowski, a. ambroziak, r. rutka, s. krzywański, m. karolewski: ocena jakości komponentów zgrzewanych łukiem wirującym, przegląd spawalnictwa, 2016, nr 6. [11] t. piwowarczyk, a. małachowska, p. sokołowski: zgrzewanie łukiem wirującym, w ferenc k. technika spawalnicza w praktyce, poradnik inżyniera, konstruktora i technologa, 2014. [12] merkblatt dvs 2934, preßschweißen mit magnetisch bewegtem lichtbogen (mbp-schweißen), 2001. [13] j. barczyk: automatyzacja procesów dyskretnych, warszawa: oficyna wydawnicza politechniki warszawskiej, 2003. [14] g. kost, p. łebkowski, ł. n. węsierski: automatyzacja i robotyzacja procesów produkcyjnych, warszawa, polskie wydawnictwo ekonomiczne, 2013. 201401_pspaw_1489.pdf 19przegląd spawalnictwa 1/2014 podkładki ceramiczne do spawania stali specjalnych nierdzewnych w osłonie gazu obojętnego ceramic backings for welding special stainless steel  in the inert gas t p w przypadku łączenia stali wysokostopowych, zwłaszcza typu dupleks i superdupleks, stopów niklu, stali nierdzewnych, stali energetycznych, stopów miedzi i stopów tytanu konieczne jest zastosowanie podczas spawania osłony grani spoiny za pomocą gazu obojętnego. w wielu przypadkach stosowane są indywidualnie projektowane podkładki miedziane umożliwiające doprowadzenie gazu. ich wadą, poza ceną, jest dostosowanie kształtu do konkretnych złączy. zmiana kształtu jest praktycznie niemożliwa. również istotna jest wrażliwość na niedokładności łączenia elementów przed spawaniem, czego powodem jest ich sztywna budowa, a także duża przewodność cieplna powodująca zbyt szybkie stygnięcie. celem podjętych badań było opracowanie podkładek ceramicznych umożliwiających wprowadzenie gazu obojętnego do powierzchni spawanych, spełniających następujące wymagania: 1. uzyskanie wymaganej jakości spoiny podczas spawania stali wysokostopowych, a w szczególności stali nierdzewnych. 2. spawanie jednostronne. 3. ograniczenie zużycia gazu. 4. dobre przyleganie do spawanych powierzchni prostych i łukowych. 5. łatwość łączenia i mocowania do blach. 6. możliwość wielokrotnego użycia. jerzy czechowski alicja pawełek krystyna warsz stre zczenie przedstawiono wyniki badań nad podkładkami ceramicznymi umożliwiającymi doprowadzenie gazu obojętnego do powierzchni elementów spawanych. dzięki segmentowej, wahliwej konstrukcji podkładek jest możliwe spawanie elementów płaskich i łukowych. badania prowadzono na podkładkach wykonanych z dwóch rodzajów tworzyw kordierytowo–mullitowych. omówiono wyniki badań technologicznych spawania blach austenitycznych kwasoodpornych i żaroodpornych na specjalnym stanowisku oraz spawania w warunkach przemysłowych blach kwasoodpornych o grubości 1,2 i 5 mm. we wszystkich przypadkach uzyskano właściwie uformowaną grań spoiny na poziomie jakości b. słowa kl czowe podkładka ceramiczna, stal nierdzewna, gaz obojętny a tract the results of investigations on ceramic backings system making possible supply of invert gas to the welded surfaces and due to their swinging construction application for both the flat and arch surfaces has been presented. the two types of cordierite–mullite materials were used for backings. the tests of welding of austenitic acid resistant and heat resistant steel sheets with thickness of 1.2 and 5 mm carried on special device and in industrial conditions were described. the properly formed butt joins of class b were obtained in all cases. ey word : ceramic backing, stainless steel, inert gas r inż erzy czec ow ki dr inż alic a pawełek – instytut ceramiki i materiałów budowlanych, gliwice, mgr inż ry tyna ar z – instytut spawalnictwa, gliwice. autor korespondencyjny/corresponding author: p.glowienkowski@icimb.pl 20 przegląd spawalnictwa 1/2014 pro ektowanie podkładek w wyniku badań [1, 2] zaprojektowano kształt podkładek uniwersalnych segmentowych umożliwiających spawanie powierzchni płaskich i po łuku z doprowadzeniem gazu do miejsca spawania (rys. 1). podkładki te dobrze przylegają do powierzchni i są szczelnie mocowane pod granią spawanych blach za pomocą odpowiedniej taśmy samoprzylepnej. ry 1 podkładki segmentowe: a) w7 i w20; b) w7 na taśmie samoprzylepnej ig 1 sectional swinging backings: a) w7 and w20; b) w7 on self adhesive tape oznaczenia gęstości pozornej, porowatości otwartej i nasiąkliwości wykonano metodami znormalizowanymi, natomiast oznaczenie przewodności cieplnej przeprowadzono metodą laser-flesh przy użyciu urządzenia lfa427. pr y tec nologiczne pawania z życiem podkładek próby technologiczne spawania w atmosferze ochronnej złączy doczołowych z użyciem opracowanych podkładek ceramicznych przeprowadzono w instytucie spawalnictwa. zaadaptowane do tego celu stanowisko przedstawiono na rysunku 2. w jego skład wchodziły: traktor spawalniczy a2/a6 firmy esab (1), urządzenie do spawania metodą tig typu v40 firmy lorch (2), uchwyt spawalniczy tig z możliwością podawania zimnego drutu abitig-wh400 firmy binzel (3) oraz oprzyrządowanie ustalająco-mocujące z zaciskami firmy destaco (4). spawano blachy ze stali austenitycznej kwasoodpornej x5crni18-10, stali dupleks x2crnimon22-5-3 i stali austenitycznej żaroodpornej x6crnimoti17-12-2 o grubości 1 i 2 mm. ta lica ii właściwości wypalonych tworzyw mulitowo-kordierytowych ta le ii. properties of fired mullit-cordierite właściwość tworzywo a tworzywo b gęstość pozorna, g/cm3 1,91 2,60 porowatość otwarta, % 28,0 6,6 nasiąkliwość, % 14,6 2,5 przewodność cieplna w/mk: w 250c w 12500c 1,31 ± 0,02 2,80 ± 0,18 1,0 ± 0,01 1,47 ± 0,26 a) b) ry 2 stanowisko do badań technologicznych spawania z zastosowaniem podkładek ig 2 the device for technological tests of welding using backings liczba połączonych ze sobą wahliwie podkładek na taśmie może być dowolna. ze względów praktycznych założono, że w warunkach produkcyjnych standardowa długość segmentów umieszczonych na taśmie będzie wynosić 600 mm. zaprojektowano segmenty o grubości 11 mm i długości 20 mm (w20) do spawania elementów o mniejszej średnicy i 7 mm (w7) o dużej. w badaniach skoncentrowano się na dwóch rodzajach tworzyw ceramicznych mulitowo-kordierytowych a i b otrzymywanych z granulatów prasowanych jednorazowo. ich skład chemiczny podano w tablicy i. składnik zawartość, % wag. tworzywo a tworzywo b sio2 55 47 al2o3 32 32 mgo 8 5,5 ta lica i. podstawowy skład chemiczny badanych tworzyw (główne składniki) ta le i basic chemical compounds of investigated materials (main) badano wpływ nacisku formowania i temperatury wypalania na właściwości tworzyw. w tablicy ii zestawiono właściwości tworzyw uzyskanych w zoptymalizowanych warunkach formowania i wypalania. 21przegląd spawalnictwa 1/2014 ta lica iii warunki spawania ta le iii welding conditions parametr grubość blachy 1 mm 2 mm natężenie prądu, a 55 120 napięcie łuku, v 9,4÷9,6 11,4÷11,6 natężenie przepływu gazu osłonowego w uchwycie spawalniczym, l/min 10 10 prędkość spawania, m/min 0,20 0,20 odległość elektrody wolframowej od powierzchni spawanego elementu, mm 3,5÷4,5 3,5÷4,5 spoiwem był drut lnm 304lsi (pn-en iso 14343a-g-199 lsi). jako gazu osłonowego użyto czystego argon (zgodny z pn-en iso 14175-ii-ar). w tablicy iii podano warunki procesów spawania. ry 3 złącza doczołowe powierzchniowo utlenione przy zastosowaniu podkładek ceramicznych z płytkim rowkiem – niedostateczny przepływ argonu ig 3 butt joints surface using ceramic backings with a shallow keyway – insufficient of argon ry 4 grań spoiny złącza doczołowego blach o grubości 2 mm spawanych przy użyciu podkładek z tworzywa kordierytowo-mulitowego b ig 4. butt joints surface of metal sheets with thickness of 2 mm using cordierite-mullite backings type b uzyskano w większości przypadków czystą grań spoiny, bez zanieczyszczeń tlenkowych (rys. 4 i 5). szczególnie korzystne rezultaty uzyskano przy zastosowaniu podkładek z tworzywa mulitowo-kordierytowego b charakteryzującego się większą zwartością w porównaniu z tworzywem a. badania metalograficzne makroskopowe połączeń wykazały, że złącza są wykonane prawidłowo, nie występują w nich niezgodności spawalnicze i charakteryzuje je poziom jakości b wg pn-en iso 5817 (rys. 6 i 7) [3]. próby wstępne spawania blachy austenitycznej x5crni18-10 wykazały, że największy wpływ na jakość grani spoiny ma natężenie przepływu gazu osłonowego od jej strony (mierzonego na wylocie z podkładki). ustalono, że najlepsze wyniki osiąga się, gdy natężenie to wynosi 1 l/min. zastosowanie mniejszego natężenia przepływu powodowało nadmierne utlenianie powierzchni grani spoiny i obszarów do niej przyległych (rys. 3), a większe natężenie powodowało wklęśnięcia grani. ry 5 grań spoiny złącza doczołowego blach o grubości 2 mm ze stali x2crnimon22-5-3 z zastosowaniem podkładki uniwersalnej w7 z tworzywa a ig 5 butt joints surface of 2 mm trick x2crnimon22-5-3 grade steel using universal w7 backings of type apo zbadaniu efektów prób spawania zdecydowano o konieczności pogłębienia rowka w podkładkach w celu zapewnienia odpowiedniej przestrzeni pomiędzy podkładką a blachą w celu uzyskania przepływu gazu o właściwym natężeniu. przeprowadzone próby spawania wytypowanych blach przy uwzględnieniu wyżej opisanych warunków przepływu argonu wykazały, że zastosowanie uniwersalnych podkładek ceramicznych umożliwia spawanie w osłonie gazowej. ry 6 makrostruktura złącza spawanego blach o grubości 1 mm ze stali x5crni18-10 uzyskanego przy użyciu podkładek z tworzywa b ig 6 macrostructure of butt joint of 1 mm trick x5crni18-10 steel using backings of type b 22 przegląd spawalnictwa 1/2014 ry 7 makrostruktura złącza spawanego blach o grubości 2 mm ze stali x5crni18-10 uzyskanego przy użyciu podkładek z tworzywa a ig 7 macrostructure of butt joint of 2 mm trick x5crni18-10 steel using backings of grade a te ty przemy łowe pawania w zakładzie „cabinplant” s.a. w kątach wrocławskich przeprowadzono testy spawania powszechnie stosowanych w przemyśle spożywczym blach ze stali x5crni18-10 o grubości 1,5 mm. spawano ręcznie płyty i rury o średnicy 250 mm metodą tig urządzeniem firmy kemppi master tig 2000 mls. argon doprowadzono do podkładki ceramicznej. podkładki były szczelnie przyklejone do blach za pomocą taśmy samoprzylepnej. zwracano szczególną uwagę na szczelność w miejscu dopływu gazu. uzyskano właściwie uformowaną grań spoiny bez obecności tlenków na jej powierzchni, szczególnie przy zastosowaniu tworzywa b (rys. 8). na widoczną miejscami zmianę koloru obszarów położonych w pobliżu krawędzi spoiny mogło mieć wpływ niedostateczne odtłuszczenie powierzchni blach przed spawaniem. ry 8 widok zamocowania podkładek w20 z tworzywa b na powierzchniach łukowych, grani uzyskanej spoiny oraz jej makrostruktury ig 8 mounting backings w20 type b on the surface of the arcing, welding surface and the macrostructure makroskopowe badania metalograficzne nie wykazały niezgodności. wykonane złącze zakwalifikowano jako poziom jakości b. przeprowadzone w przedsiębiorstwie „teja” próby spawania blach nierdzewnych o grubości 5 mm z zastosowaniem uniwersalnych podkładek kordierytowo -mulitowych potwierdziły skuteczność osłony gazowej i dobrą jakość uzyskanej spoiny [4]. nio ki – przeprowadzone próby technologiczne spawania metodą tig ręcznie i w sposób zmechanizowany blach ze stali austenitycznych i austenityczno-ferrytycznych o grubości do 5 mm z użyciem opracowanych podkładek ceramicznych wykazały możliwość zapewnienia wysokiej jakości spoiny przy znacznej oszczędności zużycia gazu osłonowego. – budowa segmentowa podkładek umożliwia spawanie zarówno elementów płaskich, jak i o bardziej złożonej geometrii, a pogłębienie rowka do ok. 3 mm zapewnia odpowiednią przestrzeń dla gazu osłonowego i wyeliminowanie powstawania nalotu tlenkowego. – zastosowana taśma samoprzylepna zapewnia szczelność mocowania podkładek do łączonych powierzchni blach. literat ra [1] pawełek a., czechowski j., skóra j., sołtys p.: podkładki ceramiczne do formowania grani spoiny w osłonie gazowej. sprawozdanie nr 3475/100280/bt/2005 – niepublikowane. [2] pawełek a., czechowski j., śliwa a., stec k.: opracowanie i wdrożenie technologii produkcji ceramicznych podkładek do spawania w osłonie gazu obojętnego. sprawozdanie nr 3638/100361/bt/2009 – niepublikowane. [3] pfeiffer t., warsz k.: badania wpływu procesu spawania łukowego przy zastosowaniu doświadczalnych wariantów podkładek ceramicznych, formujących grań spoiny w osłonie gazu, na jakość złączy spawanych ze stali wysokostopowych. sprawozdanie instytutu spawalnictwa nr gn-17(b-191/10) – nie publikowane. [4] pawełek a., czechowski j., i zespół: innowacyjne ceramiczne podkładki segmentowe do spawania w osłonie gazowej stali i stopów specjalnych i technika ich stosowania. raport roczny z projektu w ramach przedsięwzięcia „initech” – 2010. welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(4) 2019 33 doi http://dx.doi.org/10.26628/wtr.v91i4.10007 article robotic spot welding of docol 1200m steel jacek górka1,* andrzej ozgowicz2, kamil matusek1 1 silesian university of technology, poland 2 stryvo as, stryn, norway andrzej ozgowicz; andrzej.ozgowicz@stryvo.no; * correspondence: prof. jacek górka; jacek.gorka@polsl.pl received: 15.03.2019; accepted: 30.03.2019 abstract: the paper presents robotic spot resistance welding technologies for docol 1200m steel with a thickness of 1.8 mm. docol 1200m steel with a martensitic structure is intended mainly for the production of car bumpers, side beams and other elements ensuring the safety of the user of motor vehicles. the test joints were made on a robotic station equipped with a kuka kr180 robot and a welding from aro. the obtained welded joints were subjected to macro and microscopic metallographic tests, hardness measurement and strength tests. it has been shown that for properly selected resistance spot welding, docol 1200m steel joints with a satisfactory strength level can be obtained. keywords: docol 1200m steel; spot welding; robotic welding; martensite introduction the car industry is an important part of both the global and national economy. the increase in the revenue of this field directly affects the development of production technology, introducing innovations and investments in finding new materials from which individual car components are made. the current trend forces car manufacturers to reduce the weight of their cars. responsibility for mass reduction lies mainly on the constructors of individual components and technologists responsible for the selection of materials. the cost of research related to materials and the requirement to reduce the weight of vehicles caused that manufacturers in the automotive sector are increasingly starting to reach for aluminum alloys, composites and steels with increased durability. the basic requirements set by the automotive sector towards the materials used are: the reduction of component weight while maintaining mechanical properties, the ability to absorb energy during collision, susceptibility to machining as well as good compliance for the creation of welded joints. in addition, it is important that the designed elements have a significant corrosion resistance and high fatigue strength. all technical aspects must go hand in hand with economics. for this reason, the most important thing is to find a balance between quality and the cost of manufacturing. in order to meet this demand of the automotive industry, advanced high-strength steels (ahss) were created. these materials proved to be successful in the production of vehicles due to three very important features: high tensile strength, up to 1700 mpa, yield strength, up to 1450 mpa and a80 elongation, up to 30%. it is also important that plastic processing and machining of these steels are relatively easy. the ahss steels are often used in the automotive industry, because they give the possibility to reduce the thickness of car body plates and car body support elements, while increasing the mechanical properties in combination with conventional steels. an additional advantage of ahss steel is the relatively low price, due to the small amount of alloy additives in steel [1÷14]. own research the aim of the research was to determine the structure and properties of the lap joints of sheets with a thickness of 1.8 mm made of high-strength low-alloy steel docol 1200m, with a martensitic structure joined by a resistance spot welding technique. the actual chemical composition and properties of docol 1200m steel are shown in table i. http://dx.doi.org/10.26628/wtr.v91i4.10007 mailto:andrzej.ozgowicz@stryvo.no mailto:jacek.gorka@polsl.pl welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(4) 2019 34 table i. the chemical composition and mechanical properties of martensitic docol 1200m steel concentration of elements, % c si mn p s al nb v ni cr n ce* 0.113 0.22 1.58 0.01 0.002 0.035 0.016 0.01 0.04 0.04 0.006 0.39 mechanical properties tensile strength rm, mpa yield strength re, mpa elongation a80, % 1260 1060 5 * ce – carbon equivalent welding process test joints were made at a robotic station for spot resistance welding at askla machines & technologies. the kuka kr180 robot was equipped with an aro welding gun with servomechanisms ensuring optimal pressure of details, while the harms-wende controller ensured the stability of parameters throughout the entire welding cycle. three single-bearing test joints were made. two welds were made on each sample. their location resulted directly from the available standards (pn-en iso 65202:2013-12, pn-en iso 15614-12:2014-09, pn-en iso 14554-1:2014-03, pn-en iso 14554-2:2014-03) and literature [15]. the methods of joining sheets are presented in figures 1 and 2. the parameters of the welding process are presented in table ii. table ii. parameters of the docol 1200m sheet welding process name of the sample clamping force [kn] welding current intensity [ka] welding current flow time [ms] preheating current flow time [ms] preheating current intensity [ka] a 1,5 10 300 200 2 fig. 1. cross-section of a single-bearing joint for shear tests fig. 2. single-bearing joint for transverse tensile tests welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(4) 2019 35 tests of the welded joints the welded joints have been subjected to: • macroand microscopic metallographic examinations; • a static shear test on the edz-20 testing machine in accordance with pn-en iso 14273:2016; • strength verification in accordance with pn-en iso 14273:2016; • vickers hardness measurement in accordance with pn-en iso 14271:2011. analysis of the results the macroscopic examinations showed the correctness of the parameters used. no incompatibility was observed in the area of the welded joint, and the weld nugget is characterized by its correct shape and dimensions (fig. 3). fig. 3. weld macrostructure with microscopic photo points marked metallographic microscopic examinations (fig. 4) showed that in the heat affected zone preheated below the ac1 temperature, the degree of martensite tempering increased with respect to the structure of the native material. in the area of preheating up to the temperature in the ac1÷ac3 range in the context of highly-dissolved martensite, the occurrence of islands with a martensitic or bainitic-martensitic structure was found. with the approaching of the weld and the increase in the volumetric temperature, the proportion of islands increases up to the complete recrystallization of the structure (exceeding the temperature of ac3). in further areas of the haz an increase in the thickness of martensite needles is observed, which is related to the grain growth of the former austenite as the temperature rises. the weld has a bainitic-martensitic structure with a clearly marked columnar primary structure oriented towards the outflow of heat. in places where there was a positive segregation of carbon and manganese, a less intensely digesting belt with martensitic-bainitic structure was visible in the axis of the sheet. the occurrence of change in the morphology of the structure in this area is related to the shifting of critical cooling curves towards higher times as the concentration of dissolved elements in the austenite increases. strength calculations for the native material: a sample of 1.8 mm in thickness and 40 mm in width was used for the tests ‒ the surface of the samples was 72 mm2. therefore, native material should transfer the minimum strength of: 𝐹𝑚𝑖𝑛 = 72 𝑥 1200 = 86,4 [𝑘𝑁] = 8.64 [𝑡𝑜𝑛]. verification of strength of the welded joints: it is assumed that the welded joint should transfer the force with a minimum value of 80% of the strength of the native material (in accordance with pn-en iso 14273: 2016) (table iii). table iii. results of the static shear test and checking the boundary conditions for welded joints no. of the sample shear force, kn strength of the native material a 78,5 (7,85 ton) 86,4 (8,64 ton) 𝐹𝑣𝑒𝑟𝑖𝑓𝑖𝑐𝑎𝑡𝑖𝑜𝑛 = 78,5𝑥100 86,4 = 90,86% the joint meets the strength criteria vickers hardness measurements carried out confirmed the results of microscopic tests (table iv). the area of the weld nugget is characterized by hardness above 400 hv0.1, which corresponds to the martensitic structure. in the haz area, the martensitic structure of the native material is tempered (hardness at 400 hv0.1), as a result of which the hardness decreases to the level of 300 hv0.1. welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(4) 2019 36 fig. 4. microstructure of the welded joint point 0 point 1 point 2 point 3 point 4 point 5 point 6 welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(4) 2019 37 table iv. hardness measurement microresults hv0.1 measurement number hardness hv0.1 place of measurement vertical measurement horizontal measurement 1 368 428 weld nugget 2 383 390 3 400 402 4 418 382 5 376 392 6 – 415 7 – 418 8 – 390 9 321 306 haz 10 335 388 11 – 403 12 – 414 bm 13 – 398 14 – 414 15 – 398 conclusions conducted tests of the resistance spot welding process of docol 1200m steel with a thickness of 1.8 mm, showed that it is possible to make welded joints that meet the functional requirements. through appropriate selection of technological parameters, it is possible to obtain joints with the correct shape of the weld nugget and strength properties that meet the criteria in accordance with pn-en iso 14273:2016. the area of the weld nugget is characterized by a bainitic-martensitic structure with a clearly marked columnar primary structure oriented towards the outflow of heat. in haz, the native material was tempered, which resulted in the creation of a softened zone, with a hardness lower by approx. 100hv0.1 in relation to the native material. references 1. grajcar a., różański m. spawalność wysokowytrzymałych stali wielofazowych ahss. welding technology review 2014, vol. 86(3), 22-27. [crossref] 2. flaxa v., shaw j. material applications in ulsab-avc. steel grips 2003, vol. 1(4), 255-261. 3. krajewski s., nowacki j. mikrostruktura i właściwości stali o wysokiej wytrzymałości ahss. welding technology review 2011, vol. 83(7), 45-50. [crossref] 4. stano s. spawanie laserowe blach o zróżnicowanej grubości przeznaczonych na półfabrykaty karoserii samochodowych typu tailored blanks. biuletyn instytutu spawalnictwa w gliwicach 2005, vol. 2, 24-28. 5. chen b., yu h. hot ductility behaviour of v-n and v-nb microalloyed steels. international journal of minerals, metallurgy and materials 2012, vol. 19(6), 525. [crossref] 6. żuk m., górka j., czupryński a., adamiak m. properties and structure of the weld joints of quench and tempered 4330v steel. metalurgija 2016, vol. 55(4), 613-616. [hyperlink] 7. shipitsyn s., babaskin y., kirchu i., smolyakova l., zolotar n., microalloyed steel for railroad wheels. steel in translation 2008, vol. 38(9), 782-785. [crossref] 8. godwin k., yong o. microstructure and fatigue performance of butt-welded joints in advanced high-strength steels. materials science & engineering 2014, a 597, 342-348. [crossref] 9. siewer a., krastel k. fiber laser seam stepper replacing resistance spot-welding. a cost-effective laser based tool to conventional welding technology, laser technik journal 2014, vol. 4, 52-55. [crossref] 10. górka j., ozgowicz a., próby spawania laserowego niskostopowej wysokowytrzymałej stali o strukturze martenzytycznej. welding technology review 2016, vol. 88(5), 24-27. [crossref] 11. senkara j., współczesne stale karoseryjne dla przemysłu motoryzacyjnego i wytyczne technologiczne ich zgrzewania, welding technology review 2009, vol. 81(11), 3-7. 12. kaczmarek w., panasiuk j., zrobotyzowane procesy zgrzewania, control engineering 2015, vol. 5, 50-66. http://www.pspaw.pl/index.php/pspaw/article/view/103 http://www.pspaw.pl/index.php/pspaw/article/view/532 https://link.springer.com/article/10.1007/s12613-012-0590-6 https://hrcak.srce.hr/157379 https://doi.org/10.3103/s0967091208090222 https://doi.org/10.1016/j.msea.2014.01.007 https://onlinelibrary.wiley.com/doi/abs/10.1002/latj.201400043 http://www.pspaw.pl/index.php/pspaw/article/view/607 welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(4) 2019 38 13. zhang x.y., zhang y.s., chen g.l. research on weldability for dual-phase steels using servo gun spot welding system. journal key engineering 2007, material no 1597. [crossref] 14. kowieski s., mikno z., pietras a. zgrzewanie nowoczesnych stali o wysokiej wytrzymałości. biuletyn instytutu spawalnictwa w gliwicach 2012, vol. 56(3), 46-51. 15. poradnik inżyniera spawalnictwo, red. jan pilarczyk, wydawnictwo naukowe pwn, 2017. © 2019 by the authors. submitted for possible open access publication under the terms and conditions of the creative commons attribution (cc by) license (http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/). https://doi.org/10.4028/www.scientific.net/kem.353-358.1597 201312_pspaw_cz3 117przegląd spawalnictwa 12/2013 łukasz olichwer zakres badań nieniszczących i kryteria ich akceptacji wg norm zharmonizowanych z dyrektywą 97/23/we w praktyce jednostki notyfikowanej 1433 scope of non-destructive testing and it’s acceptance  criteria according to standards harmonized witch the  97/23/ec directive in practice of notified body 1433 gr inż. kasz ichwer – urząd dozoru technicznego, szczecin. ar nki odniesienia urządzenia ciśnieniowe wytwarzane na potrzeby rynku unii europejskiej muszą spełniać wymagania dyrektywy 97/23/we [1], w skrócie ped. dyrektywa ta dotyczy urządzeń o ciśnieniu wyższym od 0,5 bara. podaje ona zasadnicze wymagania bezpieczeństwa, które muszą spełniać sprawdzane urządzenia. wymagania te mają charakter ogólny i są precyzowane w normach zharmonizowanych z dyrektywą ped. do oceny zgodności używane są także takie specyfikacje techniczne jak: wudt -uc-2003, ad-merkblatt 2000, przepisy asme i inne. abstract the paper shows the requirements set out in the standards harmonized witch directive 97/23/ec for pressure equipment such as boilers, vessels and pipelines in scope of the non-destructive testing, testing rules of partial testing and non-destructive testing acceptance criteria. discusses errors found in non-destructive testing rapports taken from common practice of the notified body udt. streszczenie w artykule przedstawiono wymagania podano w normach zharmonizowanych z dyrektywą 97/23/we dla urządzeń takich jak kotły, zbiorniki i rurociągi technologiczne odnośnie zakresu wymaganych badań nieniszczących, zasad badania złączy w niepełnym wymiarze i kryteriów akceptacji badań nieniszczących. omówiono spotykane w praktyce jednostki notyfikowanej udt błędy przy sprawozdaniach z wykonanych badań nieniszczących specyfikacje ad-merkblatt 2000 i wudt-uc-2003 miały na celu zapewnienie ciągłości stosowania przez krajowych wytwórców dotychczasowych wymagań technicznych, jednak z zastrzeżeniem nierozwijania ich, czyli niewprowadzania do nich zapisów nowelizujących zgodnie z bieżącym rozwojem techniki. przepisy asme wykorzystywane są w europie głównie w przemyśle chemicznym i petrochemicznym, pozostając warunkami konkurencyjnymi na tym rynku wytwórczym. przepisy te nie są zharmonizowane z ped, stąd muszą być stosowane w myśl ped. poprawnie zastosowane normy zharmonizowane dają gwarancję spełnienia wymagań dyrektywy ped. są konsekwentnie rozwijane przez poprawki i nowe wydania. stopień ich wykorzystania w polsce, wg doświadczeń jednostki notyfikowanej urzędu dozoru technicznego, systematycznie rośnie. potwierdza to 118 przegląd spawalnictwa 12/2013 raport dotyczący dyrektywy ped, w którym zauważa się, że stopień wdrożenia norm w poszczególnych krajach jest nierówny, lecz istnieje stabilność stosowania norm z tendencją wzrostową [2]. podstawowe normy wyrobu zharmonizowane z dyrektywą ped to: pn-en 13445 dotycząca nieogrzewanych płomieniem zbiorników ciśnieniowych, pn-en 13480 dotycząca metalowych rurociągów przemysłowych i odnoszące się do kotłów wodnorurowych i płomienicowo–płomieniówkowych odpowiednio: pn-en 12952 i pn-en 12053. normy dla kotłów edytowane są przez ten sam komitet techniczny i z uwagi na brak drugiego wydania pn-en 12053 jest ona pominięta w dalszej części artykułu. intencją komitetów technicznych przygotowujących normy było podanie pełnych wymagań technicznych dotyczących tych wyrobów. umożliwia to wyprodukowanie urządzeń w pełni gotowych do pracy. istnienie osobnych standardów dla poszczególnych rodzajów urządzeń ciśnieniowych wynika z istotnych różnic między tymi grupami urządzeń, takich jak: zagrożenia eksploatacyjne, funkcja, konstrukcja, wartość głównych obciążeń. różnice dotyczą m.in. zakresu badań i kryteriów akceptacji badań nieniszczących. są one efektem opracowywania norm przez różne komitety techniczne, w różnych latach i mogą być przyczyną pomyłek. akres badań nieniszczących wg norm zharmonizowanych podstawowym wymaganiami bezpieczeństwa dyrektywy ped jest, aby połączenia nierozłączne i przyległe do nich strefy były wolne od wszelkich niezgodności powierzchniowych lub wewnętrznych, wpływających ujemnie na bezpieczeństwo urządzenia. tak zdefiniowany warunek ma gwarantować jakość połączeń. zakres badań określa liczbę spoin poddanych badaniom w stosunku do liczby spoin wykonanych i wyrażony jest w procentach. zakres badań określany jest w wymienionych normach odmiennie. w normie zbiornikowej pn-en 13445-5 [3] podstawowym kryterium podziału jest grupa badań zależna od współczynnika obliczeniowego złącza. w przypadku elementów poddanych badaniom nieniszczącym, które potwierdzają, że wszystkie złącza spełniają wymagania, współczynnik ten jest równy 1. w przypadku urządzeń poddawanych losowym badaniom nieniszczącym współczynnik jest równy 0,85. grubość obliczeniowa ścianki urządzenia powiększana jest w tym przypadku o 15%, co zmniejsza ryzyko związane z losowym wyborem miejsc poddanych badaniom nieniszczącym. wyodrębniono cztery grupy badań. grupy 1 i 2 dotyczą współczynnika obliczeniowego równego 1. druga grupa zakłada niższy niż 100% zakres badań nieniszczących wynikający z udowodnionej praktyki wytwórczej. ograniczeniem dla grupy drugiej jest wymóg wobec spoin wykonywanych w sposób zautomatyzowany z wybranych materiałów i o ograniczonej grubości. grupy badań dodatkowo dzieli się na podgrupy zależne od rodzaju materiału i jego grubości. ostatnia grupa dotyczy współczynnika obliczeniowego równego 0,7 i nie wymaga wykonywania badań nieniszczących. użycie tej grupy badań jest jednak możliwe przy niewielkiej grubości ścianki, wybranych materiałach i zakresach temperaturowych. w normie rurociągowej pn-en 13480-5:2012 [4] zakres badań określony jest w zależności od kategorii urządzenia zgodnie z ped, grubości materiału i grupy materiałowej. dla rurociągów projektowanych na media toksyczne i dla pary wodnej zakres badań ze względu na czynnik roboczy dodatkowo ulega powiększeniu. w normie dla kotłów wodnorurowych pn-en 129526:2011 [5] podział wynika z rodzaju elementu. osobne tablice dotyczą walczaków, komór i elementów rurowych. zakres badań w poszczególnych tabelach zależny jest głównie od rodzaju wykonywanej spoiny i grubości elementu. zakresy badań wysokoobciążonych elementów grubościennych ze stali trudnospawalnych zakładają we wszystkich wymienionych normach [3÷5] wykonanie badań powierzchniowych i objętościowych w 100%. istotne różnice zaczynają się dla elementów mniej obciążonych i nie da się wyodrębnić reguły wspólnej dla wymienionych norm. przykładem takich rozbieżności dotyczących zakresu badań jest analiza dla rurociągu o wymiarach 168,3 x 10 mm na parę o parametrach 7,5 mpa i 500oc przed i za zaworem odcinającym, rozgraniczającym części urządzenia oceniane jako kocioł i jako rurociąg. norma dla kotłów wodnorurowych wymaga wykonania minimum 10% badań objętościowych spoin obwodowych i 10% badań powierzchniowych spoin obciążonych ciśnieniem innych niż obwodowe, a norma dla rurociągów 100% badań powierzchniowych i objętościowych. normy zharmonizowane określają minimalny poziom bezpieczeństwa wyrobu. projektant czy wytwórca w porozumieniu z inwestorem mogą zawyżyć zakres badania. z uwagi na wskazane różnice w wymaganym zakresie badania, zawarte w poszczególnych normach zharmonizowanych, źródłem informacji o tym zakresie musi być zwalidowana dokumentacja projektowa urządzenia. sprawdzenie dokumentacji jest obowiązkiem producenta. w kategoriach wyższych niż ii, z wyjątkiem modułu h, także jednostka notyfikowana ma obowiązek sprawdzenia, czy zakres badania został przyjęty na poziomie nie niższym niż wymagany w warunkach odniesienia. zakres badania zgony z zapisami w dokumentacji, ustalony w zleceniu dla jednostki przeprowadzającej badania, jest jednoznaczną wytyczną. także informacje o sposobie wyboru miejsca badania, gdy zakres jest niższy niż 100% powinny być zawarte w zleceniu. przy braku takiej informacji wybór złączy do badania powinien być oparty na wymaganiach norm. 119przegląd spawalnictwa 12/2013 yb r miejsca badania o zakresie mniejszym niż 100% i proced ra w przypadkach wystąpienia niezgodno ci norma zbiornikowa [3] przy zakresie badań niższym niż 100% wymaga badania wszystkich skrzyżowań złączy doczołowych płaszczy ciśnieniowych i dennic na długości nie mniejszej niż 200 mm. jeśli długość złączy wynikająca z procentu wymaganego do zbadania jest niższa niż suma docinków badania skrzyżowań, obowiązuje wyższa wartość wynikająca z sumy długości. także spoiny główne przecinające otwory lub spoiny główne przebiegające w odległości nie większej niż 12 mm od otworów, powinny być badane na długości nie mniejszej niż średnica otworu. w przypadku króćców badaniom poddawane są całe spoiny, a liczba zbadanych króćców wynika z procentu badań. stwierdzenie niezgodności na spoinach badanych odcinkowo lub spoinach jednej z grupy króćców kwalifikuje całą spoinę lub całą grupę króćców jako niezgodną. procedura powiększania zakresu badań zakłada zbadanie dodatkowej podwójnej długości spoin lub liczby króćców w przypadku niezgodności innych niż płaskie. jeśli w tak wybranej próbce nadal występują niezgodności, należy zbadać całą spoinę lub grupę króćców. w przypadku stwierdzenia niezgodności płaskich badania dodatkowe od razu muszą objąć całą spoinę lub grupę króćców. norma dla kotłów wodnorurowych [5] przy zakresie badań niższym niż 100% wymaga, aby złącza były wybierane losowo i reprezentowały grupę. grupą są złącza wykonane przez jednego spawacza lub operatora w oparciu o jedną procedurę spawania dla danego elementu. jeśli wymagane jest przebadanie 10% złączy, należy zbadać każde 10% złączy wykonanych przez każdego ze spawaczy zgodnie z jedną instrukcją spawania. w przypadku wystąpienia spoin niezgodnych należy zbadać dodatkowo dwie spoiny elementu z grupy wykonanych przez tego samego spawacza wg tej samej procedury spawalniczej. jeśli co najmniej jedna z dodatkowej grupy spoin przekracza granice akceptacji, badaniom należy poddać 10 dodatkowych spoin. procedura powiększania zakresu w przypadku występowania dalszych niezgodności powinna być kontynuowana aż do 100% spoin wykonanych. zapisy normy rurociągowej [4] są podobne do wymagań z normy dla kotłów wodnorurowych [5] z tą różnicą, że po stwierdzeniu niezgodności w jednej z dwóch dodatkowo badanych spoin wymaga się zbadania wszystkich spoin z danej grupy oraz badań wykonywanych na uzgodnionym między stronami, ale jak najwcześniejszym etapie wytwarzania. wymóg taki pozwala wyodrębnić spawaczy wykonujących spoiny niezgodne i podjąć odpowiednie środki, zanim liczba wykonanych spoin będzie duża. w każdym przypadku wystąpienia niezgodności w zakresie zleconym do badania jednostka badająca powinna ująć w dokumentacji badań stwierdzone niezgodności. decyzję co do trybu powiększenia zakresu badań nieniszczących podejmuje wytwarzający. kryteria akceptacji kryteria akceptacji określone są szczegółowo w cytowanych wcześniej normach wyrobu [3÷5] i nie są tożsame. różnice w poszczególnych standardach dotyczą nie tylko daty wydania normy określającej kryteria akceptacji, ale mogą obejmować także dodatkowe wymagania określone w formie tablic. taką sytuację obrazuje pn-en 13480-5:2011 [4], która w tabeli 8.4.1 – ndt techniki, metody i kryteria akceptacji, przywołuje do badań wizualnych zgodnych z pn-en 970:1999 [6] jako kryteria akceptacji tabelę 8.4.2. tabela 8.4.2 precyzuje który poziom jakości zgodnie z pn-en iso 5817:2009 [7] jest dopuszczalny dla poszczególnych kategorii rurociągu i wnosi dodatkowe uwagi. określa także jako nieakceptowane niezgodności, dla których pn en-iso 5817:2009 [7] jest mniej restrykcyjna lub ich nie ujmuje. należy pamiętać, że normy zapisane z datą wydania w normie wyrobu obowiązują, mimo że dostępne są nowsze wydania tej normy lub zostały one wycofane. w praktyce jednostki notyfikowanej udt bardzo częstym przypadkiem są pomyłki w raportach dotyczących przyjętych do oceny kryteriów akceptacji. jednostki badające, w raportach dotyczących np. badań wizualnych spoin rurociągów technologicznych wg pn-en 13480-5:2012 [5], potwierdzają poziom jakości b spoin zbadanych wg pn-en iso 5817:2009 [7]. w sytuacji rozszerzonych kryteriów akceptacji badań wizualnych stawianych przez pn-en 13480-5:2012 [5] takie stwierdzenie nie potwierdza wypełnienia wymagań i nie może być zaakceptowane. także forma zapisu w raporcie musi jednoznacznie stwierdzać wypełnienie kryteriów akceptacji. jeśli kryteria akceptacji zostały zapisane w formie szerszej, np. klasa 2 wg pn-en 12517-1:2008 [8] i wymagania tabeli 6.6.4-1 pn-en 13445-5 2009 [4], to w raporcie powinno być stwierdzenie o wypełnieniu tych wymagań w formie potwierdzenia lub zaprzeczenia. często spotykanym błędem jest ocena odnosząca się do konkretnego radiogramu, dla której badacz potwierdza w tym przypadku tylko spełnienie wymagań klasy 2 wg pn-en 12517-1:2008 [8]. aby uniknąć sytuacji zwrotu dokumentów, dobrą formą jest uzgodnienie formy raportu z wytwórcą urządzenia na etapie zlecenia czy wykonywania badania. zakres badań nieniszczących i szczegółowe kryteria akceptacji powinny być umieszczone na rysunku wykonawczym urządzenia czy elementu, bo taką dokumentacją dysponują działy produkcyjne, które często odpowiedzialne są za zamawianie usług w zakresie badań nieniszczących. spotykana sytuacja parokrotnego powtarzania informacji dotyczącej zakresu badań i kryteriów akceptacji w opisach technicznych i innych elementach dokumentacji technicznej urządzenia także często jest powodem pomyłek. 120 przegląd spawalnictwa 12/2013 nioski normy zharmonizowane z dyrektywą ped wyznaczają poziom minimalnych wymagań przy ocenie zgodności urządzeń ciśnieniowych. użycie norm stopniowo powiększa się wraz ze wzrostem świadomości wytwórców i wymaganiami rynku. zakres badań nieniszczących urządzeń określony jest w poszczególnych normach wyrobów i z uwagi na różnice w konstrukcji tych grup urządzeń oraz inne uwarunkowania w każdej z nich określony jest odmiennie, szczególnie w przypadku elementów mało obciążonych. źródłem informacji o wymaganym zakresie badań musi być zwalidowana dokumentacja projektowa urządzenia. każda z norm ma inaczej sformułowane kryteria akceptacji, co może być przyczyną błędów przy omawianiu badań. jakość dokumentacji urządzenia i precyzja określenia zakresu i warunków akceptacji badań nieniszczących ma decydujący wpływ na możliwość popełnienia błędów w fazie wykonawczej badań. raport z badań powinien jednoznacznie potwierdzać wypełnienie lub niewypełnienie kryteriów akceptacji. uzgodnienie formy raportu na etapie badań może zmniejszyć liczby pomyłek i przyspieszyć realizację zlecenia. literat ra [1] dyrektywa parlamentu europejskiego i rady 97/23/we z dnia 29 maja 1997 r. w sprawie zbliżenia przepisów prawnych państw członkowskich dotyczących urządzeń ciśnieniowych. [2] evaluation of the pressure equipment directive final report october 2012 http://ec.europa.eu/enterprise/dg. [3] pn-en 13445-5:2009 – nieogrzewane płomieniem zbiorniki ciśnieniowe część 5: kontrola i badania. [4] pn-en 13480-5:2012 – rurociągi przemysłowe metalowe część 5: kontrola i badania. [5] pn-en 12952-6:2011 – kotły wodnorurowe i urządzenia pomocnicze część 6. badania podczas wytwarzania – sporządzanie dokumentacji i znakowanie części ciśnieniowych kotłów. [6] pn-en 970:1999 – spawalnictwo – badania nieniszczące złączy spawanych badania wizualne. [7] pn-en iso 5817:2009 spawanie złącza spawane ze stali, niklu, tytanu i ich stopów (z wyjątkiem spawanych wiązką) poziomy jakości według niezgodności spawalniczych. [8] pn-en 12517–1:2008 badania nieniszczące spoin część 1: ocena złączy spawanych ze stali, niklu, tytanu i ich stopów na podstawie radiografii – poziomy akceptacji. nast pnym n merze erzy czechowski, a icja pawełek, krystyna arsz podkładki ceramiczne do spawania nierdzewnych stali specjalnych w osłonie gazu obojętnego ojciech czap ejewicz, dzisław kondrat spawanie stali boron 27 w stanie zahartowanym. dobór spoiwa i parametrów spawania an sz cz chryj, adam pi arczyk urządzenie uks do kontroli szczelności złączy spawanych za pomocą próby pęcherzykowej z przyssawką próżniową acek słania, enryk arcinkiewicz, ari sz kiełbik technologia wykonywania konstrukcji osłony odzawałowej obudowy kopalnianej. przygotowanie do spawania ps 4 2018 www.pdf 30 przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 ocena mikrostruktury napoiny ze srebra na tytanie  microstructure of ag on the ti plate padding weld mgr inż. marcin ptasiński, dr inż. lechosław tuz – agh akademia górniczo-hutnicza. autor korespondencyjny/corresponding author: ptamar@agh.edu.pl streszczenie w pracy podjęto próbę oceny mikrostruktury napoiny wykonanej z drutu srebrnego na blachach tytanowych. ocenę przeprowadzono z wykorzystaniem mikroskopii świetlnej i skaningowej mikroskopii elektronowej. ujawnione wyniki obserwacji wskazują na występowanie złożonej struktury płytkowej w obszarze materiału rodzimego (tytanu) i budowę dendrytyczną w napoinie. słowa kluczowe: fazy międzymetaliczne; napawanie; tytan; srebro; tig abstract the microstructure of ag on ti plate padding weld was investigated in the paper. the evaluation was carried out using light microscopy and scanning electron microscopy. observation results indicate the presence of a complex lamellar structure in the area of the native material (titanium) and dendritic structure in the clad. keywords: intermetallic phase; clading, titanium; silver; tig wstęp spawanie tytanu i jego stopów zaliczane jest do procesów trudnych w realizacji i wymaga stosowania specyficznych zabiegów. wynika to w znacznej mierze z wysokiego powinowactwa tytanu w podwyższonej temperaturze (powyżej 350 °c) do takich pierwiastków jak tlen, azot, wodór i węgiel. ochronę nagrzanego metalu zapewnia się przez stosowanie atmosfery ochronnej i zachowanie czystości spawanych elementów [1]. mała wartość współczynnika przewodnictwa cieplnego tytanu sprawia, że spoina oraz strefa wpływu ciepła (swc) jest przez długi czas w zakresie temperatur, w których dochodzi do absorpcji gazów atmosferycznych i ich dyfuzji do materiału. obecność zanieczyszczeń w wysokiej temperaturze sprzyja rozrostowi ziaren oraz tworzeniu się fazy β-ti [1÷4]. stopy α-ti cechują się dobrą spawalnością i wykazują małą wrażliwość na zmiany warunków spawania. istotną rolę w przypadku własności plastycznych odgrywa szybkość chłodzenia spoiny oraz swc. jeżeli materiał poddany spawaniu jest w stanie po obróbce plastycznej to istotny jest czas przebywania w zakresie temperatury rekrystalizacji. dla uzyskania najkorzystniejszych własności mechanicznych stopów jednofazowych α-ti stosuje się wyżarzanie powyżej temperatury rekrystalizacji, a następnie chłodzenie w powietrzu [5]. stopy β-ti są plastyczne, ale charakteryzują się małą stabilnością cieplną oraz skłonnością do mikrosegregacji składu chemicznego, szczególnie w zakresie mikrododatków stopowych stabilizujących fazę β. ogranicza to spawalność tej grupy stopów tytanu. dwufazowe stopy tytanu α+β marcin ptasiński, lechosław tuz przeglad welding technology review do zawartości 20% fazy β są dobrze spawalne [3]. w porównaniu ze stopami α stopy α+β wykazują skłonność do tworzenia struktury typu martenzytycznego (α’), która ogranicza ich plastyczność. efekt utraty plastyczności można zaobserwować w stopach zawierających ponad 3% pierwiastków stabilizujących fazę β (np. mo, v itp.) poddawanych po spawaniu obróbce cieplnej. stopy o zawartości poniżej 3% pierwiastków stabilizujących fazę β mają ogólnie dobre własności plastyczne [6]. na budowę krystaliczną spoiny oraz swc oddziałuje skład chemiczny stopu, zawartość zanieczyszczeń, własności fizyczne, zachodzące przemiany fazowe oraz parametry cyklu cieplnego wybranej metody spawania [1,7]. uzyskana jakość połączeń spawanych stopu tytanu zależy od zastosowanego cyklu cieplnego. z uwagi na niski współczynnik przewodnictwa cieplnego, wysoka temperatura materiału utrzymuje się dwukrotnie dłużej niż w stali niestopowej. powoduje to rozrost ziaren fazy β powstałych podczas przemiany alotropowej, co niekorzystnie wpływa na własności wytrzymałościowe materiału [1,8÷9]. problemem podczas wytwarzania złączy różnorodnych jest ich wysoka skłonność do pęknięć gorących, wskutek występowania twardych i kruchych faz międzymetalicznych i wysokich naprężeń spawalniczych wywołanych skurczem spoiny. w przypadku połączenia metodami spawania łukowego stali niestopowej z tytanem, powstaje struktura zbudowana z twardych i kruchych faz międzymetalicznych jak tife i tife2. fazy te wpływają niekorzystnie na własności plastyczne. dla ograniczenia tego efektu stosowane są doi:.http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v90i4 .877 31przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 rys. 1. układ równowagi fazowej ag-ti [11] fig. 1. ag-ti phase diagram [11] rys. 2. mikrostruktura tytanu, mikroskopia świetlna fig. 2. titanium microstructure, light microscopy tablica i. skład chemiczny tytanu grade 1; max. % wag. (astm b348) table i. chemical composition of titanium grade 1, max wt.% (astm b348) warstwy buforowe z materiałów wykazujących dobrą rozpuszczalność składników tworzących spoinę o wysokiej plastyczności [1,5]. wśród typowych materiałów na warstwy buforowe najczęściej wykorzystuje się nikiel i jego stopy umacniane roztworowo, lecz ze względu na dodatek żelaza i innych pierwiastków w stopach niklu nie jest on najkorzystniejszym rozwiązaniem i może powodować występowanie makro i mikropęknięć. innymi pierwiastkami korzystnymi z punktu widzenia spawalności są srebro i niob. jak wynika z układu równowagi ag-ti (rys. 1), dodatek do 2% at. ag stabilizuje występowanie fazy α. wraz ze wzrostem stężenia srebra do zawartości ok. 33% występuje mieszanina α-ti+agti2. związek międzymetaliczny agti2 powstaje z β-ti+agti przy stężeniu 33% at. ag w wyniku przemiany perytektoidalnej podczas chłodzenia z temperatury 945 °c. w zakresie stężenia 48÷50% at. ag występuje związek międzymetaliczny agti, a od 50 do 100% at. ag stop jest mieszaniną roztworu stałego ag i wydzieleń fazy tiag [10÷11]. w celu oceny mikrostruktury powstającej na skutek procesów spawalniczych przeprowadzono próbę napawania blachy tytanowej grade 1 drutem srebrnym. dla osiągnięcia efektu wysokiego wymieszania stosowano wysokie parametry prądowe. został przeprowadzony dwuetapowo, najpierw użyto wodnego roztworu kwasu fluorowego, a następnie alkoholowego roztworu kwasu fluorowego i kwasu azotowego. tak przygotowane zgłady poddano obserwacjom przy wykorzystaniu mikroskopii świetlnej i skaningowej mikroskopii elektronowej. wykonane obserwacje nie wykazały występowania nieciągłości materiałowych w obszarze napawanym w postaci pęknięć, mikropęknięć, pustek gazowych itp. obserwacje blachy tytanowej (rys. 2) ujawniły płytkową strukturę charakterystyczną dla stopu α-ti o wysokiej czystości, nagrzanego w zakresie fazy β-ti, a następnie chłodzonego na powietrzu. powstała struktura zbudowana jest z płytek fazy α-ti z niewielką ilością fazy β-ti. ułożenie płytek w tak zwany „splot koszyczkowy” (ang. basket.weave), zapewnia korzystne właściwości mechaniczne i plastyczne, a jednocześnie występowanie tej struktury wynika z zanieczyszczenia tytanu m.in. wodorem [3]. mikrostruktura napoiny wykonana srebrem (99,9 % wag.) na blasze tytanowej przedstawiona jest na rysunku 3. napoina ma strukturę dendrytyczną z wyraźnie zarysowanymi szerokimi obszarami międzydendrytycznymi. w oparciu o analizę układu równowagi fazowej (rys. 1) należy przypuszczać, że pierwotnie z cieczy krystalizowały dendryty o składzie chemicznym bogatszym w tytan. dalej podczas stygnięcia wystąpiła przemiana eutektoidalna, w wyniku której powstała mieszanina fazy α-ti i fazy międzymetalicznej agti2. ze względu na obecność pierwiastków międzywęzłowych w tytanie należy przypuszczać, że występują również drobne wydzielenia fazy β. fe c n o h ti 0,2 0,08 0,03 0,18 0,015 reszta badania własne do badań wykorzystano blachę z tytanu w gatunku 1 (grade 1) o składzie chemicznym wg astm b348 wskazanym w tablicy i. wykorzystania do napawania blacha miała następujące wymiary 100 x 100 mm i grubość 5 mm. proces napawania prowadzono ręcznie elektrodą nietopliwą w osło nie gazowej (tig – 141 wg en iso 4063). jako materiał dodatkowy wykorzystano srebrny drut lity o średnicy 2,5 mm i czystości 99,9% wag. jako gaz osłonowy stosowano argon 5.0 z natężeniem wypływu 16 l/min. proces napawania prowadzono z natężeniem prądu 120 a. próbki do badań zostały wycięte prostopadle do osi napoiny za pomocą piły tarczowej, tak aby obejmowały materiał rodzimy, swc i napoinę, a następnie zainkludowane. szlifowanie przeprowadzono z wykorzystaniem wodnych papierów ściernych o rosnącej gradacji od 100 do 4000. polerowanie końcowe wykonano na suknie polerskim zwilżonym zawiesiną al2o3 na polerce automatycznej. proces trawienia 100 µma) 20 µmb) 32 przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 wnioski  na podstawie przeprowadzonych badań sformułowano następujące wnioski: 1. możliwe jest uzyskanie napoin wykonanych drutem srebrnym na blachach z tytanu grade 1 wolnych od pęknięć i innych nieciągłości. 2. napoina ma strukturę dendrytyczną o płytkowej budowie rdzeni dendrytów, charakterystyczną dla stopów α-ti po wolnym chłodzeniu. 3. budowa płytkowa materiału rodzimego oraz napoiny wskazuje, że podczas procesu napawania mogło dojść do zanieczyszczenia nagrzanego metalu gazami z atmosfery, które mogły spowodować utworzenie struktury płytkowej („basket.weave”). rys. 3. mikrostruktura napoiny, mikroskopia świetlna fig. 3. padding weld microstructure, light microscopy rys. 4. mikrostruktura napoiny, skaningowa mikroskopia elektronowa fig. 4. padding weld microstructure, sem obserwacja przy wykorzystaniu skaningowej mikroskopii elektronowej (rys. 4) ujawniła złożoną budowę rdzeni dendrytów, gdzie obserwowano fazę α-ti w postaci płytek w układzie widmanstatten’a. wraz z oddalaniem się od linii wtopienia obserwowano odmienną morfologię struktury. tuż przy linii wtopienia występuje wąska strefa o budowie płytkowej, bez wyraźnych jasnych obszarów (rys. 5a). wskazuje to, że jest to materiał podstawowy, który uległ nadtopieniu, ale nie następowało mieszanie z materiałem dodatkowym. wraz z oddalaniem się od linii wtopienia obserwowano strukturę dendrytyczną ze zwiększającym się udziałem jasnych obszarów (rys. 3a, rys. 5b). 200 µma) 50 µmb) rys. 5.  mikrostruktura w obszarze przy linii wtopienia: a) budowa płytkowa, b) budowa płytkowa (1) i budowa dendrytyczna napoiny (2) fig.  5. microstructure near to fusion line: a) lamellar structure, b) lamellar structure (1) and dendrites in the padding weld (2) 20 µma) 20 µmb) 1 2 33przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 literatura [1] lalik s., niewielski g.: badania złącz spawanych blach platerowanych tytanem inżynieria materiałowa, nr 5/2009. [2] mechow r., tubielewicz k., błaszczuk w.: tytan i jego stopy gatunki właściwości, zastosowanie, technologia obróbki, degradacja, politechnika częstochowska, 2004. [3] polmear i.j.: light alloys metalurgy of the light metals, third edition london, 1995. [4] dobrzański l.: materiały inżynierskie i projektowanie materiałowe podstawy nauki o materiałach i metaloznawstwo podstawy nauki o materiałach i metaloznawstwo, wydawnictwo naukowo-techniczne, gliwice – warszawa, 2006. [5] lutjering g., williams j.c.: titanium, springer verlag berlin heidelberg, 2003. [6] juszczyk b., szkliniarz w.: wpływ parametrów technologicznych na strukturę i właściwości dwufazowych stopów na osnowie fazy międzymetalicznej tial, tytan i jego stopy viii ogólnopolska konferencja, warszawa, 2005. [7] praca zbiorowa: metallurgia i technologia svarki titana i jego splavov. kiev: naukowa dumka 1986. [8] skrzypek s., przybyłowicz k.: inżynieria metali nieżelaznych, wydawnictwo agh kraków, 2012. [9] melechow r., tubielewicz k., błaszczuk w.: tytan i jego stopy: gatunki, właściwości, zastosowanie, technologia obróbki, degradacja, wyd. politechnika częstochowska, 2004. [10] szaraniec b., gorczka t.: structure and properies of ti-ag alloys produced by powder metallurgy, journal of alloys and compounds 709, 2017, pp. 464-472 [11] li m., li ch., wang f., zhang w.: experimental study and thermodynamic assessment of the ag-ti system, computer coupling of phase diagrams and thermochemistry 29, 2005, pp. 269-275 201405_pspaw_5584.pdf 64 przegląd spawalnictwa 5/2014 ocena mikrostruktury wybranych stopów niklu microstructure assessment of selected nickel alloys dr inż. lechosław tuz; mgr inż. krzysztof pańcikiewicz; prof. dr hab. inż. edmund tasak – agh akademia górniczo-hutnicza w krakowie; dr hab. inż. janusz adamiec, prof. pśl – politechnika śląska, katowice. autor korespondencyjny/corresponding author: ltuz@agh.edu.pl streszczenie w pracy przedstawiono wyniki oceny mikrostruktury wybranych stopów niklu, tzn. 600, 617 i 625. stosując mikroskopię świetlną poddano ocenie obserwowane mikrostruktury w odniesieniu do ich składu chemicznego. przedstawiono również typowe mechanizmy utwardzaia występujące w stopach niklu. słowa kluczowe: stopy niklu, mikrostruktura, skład chemiczny abstract the paper presents the results of selected nickel base alloys assessment 600, 617 and 625. using light microscopy observed microstructure were comparised with chemical composition of tested alloys. the typical for nickel base alloys strengthening mechanisms are presented. keywords: nickel base alloys, microstructure, chemical composition lechosław tuz krzysztof pańcikiewicz edmund tasak janusz adamiec wstęp wymagania pracy urządzeń w podwyższonej temperaturze i korozyjnym środowisku stawiają inżynierom-konstruktorom i technologom zadanie doboru materiałów inżynierskich wykazujących wysokie właściwości mechaniczne. takie wymagania spełniają m.in. stopy na osnowie niklu, co powoduje, że są one stosowane m.in. w przemyśle lotniczym, kosmicznym, chemicznym, ale i w energetyce [1÷4]. szczególne zainteresowanie tymi materiałami inżynierskimi wynika również z ich unikalnych właściwości związanych z zachowaniem wysokiej wytrzymałości i odporności na pełzanie w wysokiej temperaturze (nawet do 1100°c) oraz odporności na korozję w agresywnych środowiskach [4, 5]. mechanizmy umocnienia w stopach niklu stopy niklu są stopami wieloskładnikowymi w których mogą zachodzić przemiany fazowe zmieniające ich właściwości mechaniczne w okresie eksploatacji. ponieważ odkształcenie plastyczne w stopach niklu zachodzi przez ruch dyslokacji na drodze poślizgu w uprzywilejowanych płaszczyznach krystalograficznych i o najgęstszym ułożeniu atomów lub bliźniakowanie mechaniczne, czyli nagły poślizg dyslokacji w niewielkim obszarze mikrostruktury, to poprawę właściwości mechanicznych (umocnienie) uzyskuje się np. przez dodatnie odpowiednich składników stopowych blokujących płaszczyzny poślizgu. podstawowymi mechanizmami umocnienia tych stopów są: roztworowe, 65przegląd spawalnictwa 5/2014 dyslokacyjne, przez rozdrobnienie ziarna i wydzieleniowe (dyspersyjne). umocnienie roztworowe występuje, gdy pole odkształceń sprężystych wokół atomów domieszki w roztworze oddziałuje z polem odkształceń dyslokacji. skutkiem jest utrudnienie jego ruchu. wraz ze wzrostem różnicy w promieniach atomów osnowy i domieszki następuje zwiększenie naprężenia blokującego ruch dyslokacji, czyli efekt umocnienia. w przypadku umocnienia cząstkami innej fazy uzyskuje się efekt umocnienia wydzieleniowego, dyspersyjnego lub fazą o uporządkowaniu dalekiego zasięgu. wykorzystuje się cząstki innej fazy, często tlenki lub wtrącenia niemetaliczne, które są wprowadzane na etapie procesu produkcji stopu lub wydzielają się później np. w procesie obróbki cieplnej. istotnym jest, aby osnowa była miękka i ciągliwa, a wydzielenia twarde. przy czym wydzielenia powinny być drobne, ułożone stosunkowo gęsto i równomiernie w całej objętości osnowy i nie mieć ostrych krawędzi. nierównomierne ułożenie wydzieleń np. utworzenie ciągłej błonki po granicach ziarn osnowy lub ostre krawędzie mogą być przyczyną zarodkowania mikropęknięć, a w efekcie zniszczenia elementu. umocnienie dyslokacyjne następuje podczas odkształcania plastycznego i jest wynikiem zwiększania się gęstości dyslokacji. ten mechanizm związany jest z poruszającymi się dyslokacjami w płaszczyznach poślizgu, które przecinają się tworząc skupiska. rozdrobnienie ziarna powoduje z kolei wytworzenie bariery poślizgu dla dyslokacji powodując wzrost granicy plastyczności i wytrzymałości na rozciąganie. zależność granicy plastyczności od wielkości ziarna opisuje empiryczne równanie halla-petcha. materiał do badań do badań użyto trzech stopów niklu utwardzanych roztworowo o oznaczeniach 600, 617 i 625. próbki do badań wycięto z blach o grubości 5 mm. obserwacje mikrostruktury przeprowadzono stosując mikroskopię świetlną na zgładach metalograficznych trawionych elektrolitycznie. analizie poddano skład chemiczny stopów w odniesieniu do mikrostruktury w aspekcie zjawisk korozyjnych mogących zachodzić w materiale podstawowym. przedstawione wyniki stanowią rezultat badań wstępnych. skład chemiczny tych stopów zawarto w tablicach i÷iii. stopy te są stopami wieloskładnikowymi różniącymi się zawartością głównych pierwiastków stopowych tzn. niklu, kobaltu, chromu i molibdenu. stop 600 zawiera dużą zawartość niklu, który zapewnia wysoką odporność stopu na korozję w środowisku bogatym w elementy zarówno organiczne jak i nieorganiczne, jak również na korozję naprężeniową wywołaną m.in. naprężeniami i jonami chloru. chrom z kolei powoduje poprawę odporności na korozję w podwyższonej temperaturze (tworzy się warstwa tlenków), jak również chroni go przed negatywnym działaniem siarki. jego obecność sprzyja również formowaniu się węglików m7c3, a w połączeniu z molibdenem m23c6, powodujących poprawę właściwości mechanicznych stopu o ile nie tworzą ciągłej siatki po granicach ziarn. z kolei w stopie 617, obniżono zawartość niklu, zwiększając zawartość chromu i dodatek kobaltu. co więcej, chrom i aluminium w tym stopie powodują wzrost odporności na utlenianie i nawęglanie w podwyższonej temperaturze tworząc warstwę ochronną na powierzchni (cr2o3, al2o3) i zapobiegają wnikaniu tlenu wgłęb materiału. dodatek molibdenu pozwala na stosowanie go w środowisku wilgotnym. połączenie molibdenu i kobaltu powoduje roztworowy charakter umacniania stopu. stop 625 jest stopem niklowo-chromowo-molibdenowym. w składzie chemicznym występuje również niob, który w połączeniu z molibdenem zapewnia uzyskanie korzystnych właściwości wytrzymałościowych bez konieczności prowadzenia obróbki cieplnej. tablica i. skład chemiczny stopu 600, %wag. table i. chemical composition of alloy 600, wt.% tablica ii. skład chemiczny stopu 617, %wag. table ii. chemical composition of alloy 617, wt.% ni cr fe c mn s si cu min 72 14 ÷17 6 ÷10 max 0,15 max 1,0 max 0,015 max 0,5 max 0,5 ni cr co mo al c fe min 44,5 20 ÷24 10 ÷15 8 ÷10 0,81,5 0,05 ÷0,15 max 3,0 mn si s ti cu b max 1,0 max 1,0 max 0,015 max 0,6 max 0,5 max 0,006 ni cr mo nb al c fe min 58 20 ÷23 8 ÷10 3,15 ÷4,15 max 4,4 max 0,1 max 5,0 mn si s p ti co max 0,5 max 0,5 max 0,015 max 0,015 max 0,4 max 1,0 tablica iii. skład chemiczny stopu 625, %wag. table iii. chemical composition of alloy 625, wt.% charakterystyka mikrostruktury obserwacje mikrostruktury przeprowadzono stosując mikroskopię świetlną na zgładach metalograficznych. do badań użyto blachy walcowane na zimno, 66 przegląd spawalnictwa 5/2014 rys. 1. mikrostruktura stopu 600 fig. 1. microstructure of alloy 600 stąd we wszystkich obserwowano pasmowość, związaną z segregacją składu chemicznego wynikającą z procesu wytworzenia blachy. mikrostrukturę stopu 600 przedstawiono na rysunku 1. obserwowana struktura stopu jest mikrostrukturą austenityczną. mikrostrukturę stopu niklu 617 przedstawiono na rysunku 2. stop ten charakteryzuje znacznie większym ziarnem w porównaniu do stopu 600 i 625. w stopie tym widoczne są wydzielenia węglików i azotku tytanu wewnątrz ziarn. obserwowana struktura jest strukturą austenityczną. rys. 2. mikrostruktura stopu 617 fig. 2. microstructure of alloy 617 rys. 3. mikrostruktura stopu 625 fig. 3. microstructure of alloy 625 w stopie 625 obserwowano strukturę austenityczną z wyraźnymi bliźniakami wyżarzania. w poszczególnych pasmach segregacji próbka odmiennie się trawiła, widoczne są duże ziarna z niewielką ilością drobnych cząstek będących wtrąceniami niemetalicznymi lub wydzieleniami węglików. szczególnie widoczne są one w pasmach segregacji oraz ułożone są po granicach ziarn. w stopie tym ujawniono istnienie podwójnych granic ziarn sprzed procesu walcowania (z widocznymi wydzieleniami) i po procesie walcowania (wolne od wydzieleń). podsumowanie przeprowadzone badania i analiza wykazały na austenityczny charakter mikrostruktury stopów niklu typu 600, 617 i 625 w stanie dostawy. zaobserwowano, że w obszarze ziarna i po granicach formują się wydzielenia, które mogą mieć bezpośredni wpływ na właściwości mechaniczne badanych stopów, w szczególności w pracy w podwyższonej temperaturze, jak również podczas ich spawania. wykonane badania mają charakter wstępny. badane materiały poddane zostaną oddziaływania cyklu cieplnego spawania i jego wpływowi na właściwości mechaniczne złączy spawanych i ocenie skłonności do pęknięć gorących. 67przegląd spawalnictwa 5/2014 literatura [1] song k.h., nakata k., effect of precipitation on post-heattreated inconel 625 alloy after friction stir welding, materials and design, 31 (2010), pp. 2942÷2947; [2] yenia c., koc-akb m., fracture analysis of laser beam welded superalloys inconel 718 and 625 using the fitnet procedure, international journal of pressure vessels and piping, 85 (2008), pp. 532÷539; [3] yilbas b.s., akhtar s.s., karatas c., laser surface treatment of inconel 718 alloy:thermal stress analysis, optics and lasers in engineering, 48 (2010), pp. 740÷749; [4] pakieła z, microstructure and mechanical properties of inconel 625 superalloy, obróbka plastyczna metali, t. xxi, 3 (2010), pp. 143÷154; [5] huang c.a., wang t.h.,. han w.c, lee c.h., a study of the galvanic corrosion behavior of inconel 718 after electron beam welding, materials chemistry and physics, 104 (2007), pp. 293÷300; podziękowanie praca finansowana w ramach projektu pbs1/a5/13/2012, pt.: „technologia spawania laserem rur ożebrowanych ze stali austenitycznych i stopów niklu przeznaczonych do pracy w kotłach o parametrach nadkrytycznych i ultra nadkrytycznych” przez ncbir imię i nazwisko kontakt do osoby zamawiającej: adres nip zamawiam książkę próba łamania złączy spawanych atlas przełomów w redakcji przegląd spawalnictwa w liczbie .... egz. cena cena 1 egzemplarza książki: próba łamania złączy spawanych atlas przełomów wynosi: 60 zł (w tym 5% vat) w celu zamówienia książki w redakcji należy wypełnić formularz zamieszczony obok i przesłać go w formie faksu, skanu lub listu na adres: redakcja – przegląd spawalnictwa aw simp ul. świętokrzyska 14a, 00-050 warszawa tel.: 22 827 25 42, faks: 22 336 14 79 e-mail: pspaw@ps.pl wpłaty należy dokonać na rachunek bankowy: bank bph s.a. oddział w warszawie 45 1060 0076 0000 3200 0043 1836 podpis firma próba łamania złączy spawanych atlas przełomów jacek słania krzysztof staniszewski oświadczam, że jestem podatnikiem vat i upoważniam firmę do wystawienia faktury bez podpisu 201312_pspaw_25gt.pdf 37przegląd spawalnictwa 12/2013 tomasz chady grzegorz psuj dimosthenis liaptsis stavros avramidis ivan castro kenneth lobato neil hankinson chris gregory ignacio ugarte azpiri ultrasonic and electromagnetic inspections of railway hollow axles ultradźwiękowa i elektromagnetyczna inspekcja   kolejowych osi drążonych tomasz chady, rzegorz ps j – zachodniopomorski uniwersytet technologiczny, szczecin, imosthenis liaptsis, sta ros a ramidis – twi, i an castro, kenneth lobato – ideko, nei ankinson, chris regory – phoenix, ignacio garte azpiri – danobat railway systems streszczenie integralność zestawów kołowych taboru kolejowego ma ogromne znaczenie dla zapewnienia bezpieczeństwa. w niniejszej pracy zostały przedstawione nowe technologie kontroli oparte na metodzie ultradźwiękowej (ut) i elektromagnetyczną (em) dostosowane do kontroli osi drążonych. zasadniczą różnicą w porównaniu z metodami ręcznej kontroli jest to, że kontrola może być przeprowadzona bez demontażu osi i przy minimalnym demontażu kół. oba rodzaje czujników (ut i em) zostały opracowane w celu wykrywania pęknięć o głębokości nie mniejszej niż 0,5 mm i znajdujących się w dowolnym miejscu na osi. zasadniczo, technika ultradźwiękowa może być wykorzystywana do kontroli w całej objętości osi, ale nie jest wystarczająco czuła na płytkie defekty powierzchniowe. w związku z tym technika elektromagnetyczna została wykorzystana do wykrywania tego typu pęknięć. abstract the structural integrity of wheelsets used in rolling stock is of great importance to the safety. in this paper, new inspection technologies based on ultrasonic testing and electromagnetic techniques suitable for the inspection of hollow axles have been developed. the key difference between the developments of this technology compared to other existing manual inspection techniques is that the inspection can be conducted in-situ without removing the axles and associated bogies from the train and with minimal disassembly of the wheelset. both kinds of probes (ut and em) have been developed to detect cracks of 0.5 mm deep anywhere within the axle. ultrasound technique can be utilized to inspect the whole axle, but it is not sufficiently sensitive to the surface breaking shallow defects. therefore, the electromagnetic technique is used to detect surface breaking cracks that cannot be detected by ultrasonic technique. introd ction the structural integrity of wheelsets used in rolling stock is of great importance to the rail industry and its customers. in the last 15 years, 33 deaths and 48 injuries have occurred in europe alone because of train axles failures. this is not to mention the financial aspect 38 przegląd spawalnictwa 12/2013 of some reported derailments, which fortunately did not result in deaths or injuries but burdened the train operators with huge expense and disruption to their services. this has led to increased demands for the inspection and maintenance of axles. in this paper, new inspection technologies based on ultrasonic testing (ut) and electromagnetic (em) techniques suitable for the inspection of hollow axles have been developed with the overall idea of improving the efficiency in the use of axles by extending their life and monitoring their safe deployment. the key difference between the developments of this technology compared to other existing manual inspection techniques is that the inspection can be conducted in-situ without removing the axles and associated bogies from the train and with minimal disassembly of the wheelset. for hollow axles, probes based on conventional (ut) and em inspection techniques have been developed to detect cracks of 0.5 mm deep anywhere within the axle. ultrasound technique is utilized in many automatic inspection systems [1], but it is not sufficiently sensitive to the surface breaking defects. the electromagnetic technique is used to detect surface breaking cracks that cannot be detected by ultrasonic technique. data fusion can be used to combine ut and em results to give 100% coverage of hollow axles. trasonic inspection system the hollow axle scanner and manipulator are designed to be used when conducting in-service inspections of hollow railway axles from within the bore. the axle bores are approximately 1.99 m long and ø30 mm. the axles are forged from ferritic steel and shall, as much as is feasible, be inspected in-situ. the scanner includes the circumferential and axial drive mechanisms, and a suitable mounting mechanism. the unit is designed to operate with any control/flaw detection systems which utilizes dc servo drives and has capacity for 2 a, 24 v motors. the manipulator is combined with a motion controller and flaw detector to complete the inspection system. figure 1 shows the hollow axle inspection system that comprises from the scanner, the ut probe lances, motion controller and the ultrasonic pulser-receiver. the inspection configuration that was selected from the ultrasonic simulations will host 4 ut single crystal probes with 10 mm diameter, 4 mhz frequency and 40 mm crystal curvature radius. the hollow axle scanner will host two pairs of probes with angles ±45° and ±70°. figure 2. shows the schematic diagrams for the ultrasonic beam paths generated from the ±45° and ±70° ultrasonic probe lances during the scanning. the ut probes in the lance are facing in opposite directions in order to ensure full coverage of the axle critical areas, which are the areas of cross-sectional changes. figure 3a. presents the 3d cad model of the hollow axle and the ut probe lance. furthermore, a hollow axle sample was used to introduce artificial defects of known sizes and locations. figure 3b shows the defect plan of the hollow axle that identifies that location of the defects with respect to the geometrical features of the axle. the defects have been introduced into the corner no. 3 of the axles as well as away from areas of crosssectional changes. the defect depths are 1 mm, 3 mm and 5 mm. figure 4 presents the graphical user interface (gui) developed for the scanner motion control. the developed software allows the use of both raster and helical scans that provides flexibility during the inspection process. furthermore, the motion control software allows setting up the scanning parameters such as: speed, resolution, scanning length. the use of these parameters allows optimizing the data quality acquired as well as determining the best inspection configuration. ig 1. hollow axle ultrasonic inspection system: a) automatic scanner b) ut probes lance rys. 1. ultradźwiękowy system do inspekcji osi drążonych a) automatyczny skaner b) sztyca sondy ut ig. 2. schematic diagrams of the ultrasonic sound paths for a) 70° facing forward b) 70° facing backward c) 45° facing forward (d) 45° facing backward rys. 2. schematyczny diagram rozchodzenia się fal ultradźwiękowych z głowicy kątowej skierowanej a) 70 ° do przodu b) 70° do tyłu c) 45 ° do przodu d) 45° do tyłu ig. 3. inspection set up: a) hollow axle cad model b) defect plan and geometrical features. rys. 3. widok elementu testowanego a) model cad osi drążonej, b) rozmieszczenie wad 39przegląd spawalnictwa 12/2013 using the experimental set up shown in fig. 1, testing of the hollow axle was carried out. fig. 5 shows some of the results acquired from the inspection system. fig. 5 shows the reflected a-scan signal obtained from the axle and presents the data from the 1 mm and 3 mm defects introduced into the axle. there are a number of reflections present in the a-scan and it is important to identify them in order to distinguish between the defect response and the axle geometrical reflections. the experimental results obtained from the two defects can be summarized as follows: – advancing 210 mm (222º), snr: 20/1, sound path 70 µs (104 mm), 3 mm depth notch er23 (222º) – advancing 210 mm (342º), snr: 4/1, sound path 67 µs (100 mm), 1 mm depth notch er23 (342º) ig. 4. inspection parameters used in the scanner motion controller for the ultrasonic testing of the hollow axle rys. 4. parametry użyte w kontrolerze ruchu skanera do ultradźwiękowego badania drążonych osi ectromagnetic inspection system str ct re of the s bsystem the proposed electromagnetic subsystem for nondestructive inspection of hollow axles consists of: a pc class computer with data acquisition (daq), a power amplifier, preamplifiers and lock-in amplifiers. the block diagram of the subsystem and a photography are presented in figure 6. the pc computer working as a system’s server runs a dedicated software under ni labview environment. the system is capable of acquiring complex response signals and can be controlled locally as well as remotely via ethernet using tcpip protocol. the main part of the system is a dedicated flufah transducer. the simplified synthetic view of the transducer is shown in figure 7. the transducer consists of two units: an excitation and a pick-up. the excitation section consists of a coil which generates alternating electromagnetic field. the alternating field excites eddy currents in the axle and in consequences a respond magnetic field is measured by pick-up unit elements. dimensions of the excitation coil and frequency was decided based on results of finite element method analysis. taking into account all construction restrictions and carried out fem simulation the following parameters of the excitation unit were assumed: – the quasi optimal length of the coil is in the range 30-40 mm – the testing frequency should be around 6 khz. ig. 5. a-scan response using the 45° incidence probes from: a) 3 mm deep notch, b) 1 mm deep notch. rys. 5. a-scan uzyskany za pomocą sondy kątowej 45° dla nacięcia o głębokości: a) 3 mm b) 1 mm ig. 6. block scheme and a photo of the electromagnetic subsystem rys. 6. schemat blokowy i zdjęcie podsystemu do badań elektromagnetycznych b) a) 40 przegląd spawalnictwa 12/2013 there are two sections of pick-up unit. each contains three hall effect sensors. the pick-up units are mounted symmetrically on the opposite sides of the excitation coil. each of the hall effect sensors is measuring one of the magnetic field component (hx, hy and hz). two corresponding sensors from both pick-up sections measuring the same specific field component are connected in series. therefore, in case of a homogeneous material the output signal from differentially connected sensors is close to zero. the differential signal from each pair of the sensors is provided to the instrumentation amplifier. three identical circuits are manufactured for each component (hx, hy and hz). then, the output signals from amplifiers are provided to the three lock-in amplifiers in order to remove noises and extract information about real and imaginary part. the dc signals from all lock-in amplifiers are acquired and converted to digital form by a/d converter (fig. 6). in order to protect the transducer against moisture all elements were covered by the epoxy resin. o ow ax e samp e inspection res ts the performance of the transducer were verified using a hollow axle sample. the sample design, dimensions and orientation of the edm notches manufactured into the axle are shown in figure 8. the electro discharged machined (edm) defects in the form of notches having a length of 5 mm and width of 0.2 mm were arranged in the axial and circumferential direction. the depth of the edm notches was respectively 1 mm, 0.5 mm and 2 mm. ig. 7. simplified view of the transducer; 1 – plastic bobbin, 2 – excitation coil, 3 – support plastic element for hall effect sensors, 4 – 3 x hall effect sensors, 5 – plastic compartment for electronic boards, 6 – electronic board, 7 – front and rear plastic centering elements rys. 7. uproszczony widok przetwornika; 1 – plastikowy karkas, 2 – cewka wzbudzenia, 3 – element z tworzywa stanowiący wsparcie dla czujników halla, 4 – 3 x czujniki halla, 5 – plastikowy pojemnik z układami elektronicznymi, 6 – płytka z elektroniką, 7 – przednie i tylne plastikowe elementy centrujące przetwornik ig. 8. the view with dimensions of the hollow axle sample rys. 8. wymiary próbki osi drążonej during the examination of the hollow axle sample signals corresponding to the three components x, y and z of the magnetic field were collected. the measurements were carried out in axial (l) and circumferential (α) direction. first, the acquired signals were post processed and normalized to the sensitivity range of the transducer, which depends on the a/c converters dynamic range and is limited by 15 v. then, the norm value of all three normalized components was computed. the selected results obtained for the hollow axle sample are presented in figures 9 and 10. the figures present the results obtained for one half of transducer rotation (180 degrees). the results confirmed the detection ability of the measuring system. considering the results shown in figure 9, it can be noticed that each field component delivers different information about the detected notch. the x component can be utilized to estimate the depth of the flaws, while the y and z correlate with the width and the depth of the flaws. the probability of flaw detection can be increased by using data fusion algorithms. in example, the norm value of the components allows to combine the information and can be used to improve the identification process. the results of norm value computation obtained for different notches are presented in fig. 10. the evaluated snr level obtained for norm values were between 26 db and 50 db. considering the levels of the response signals acquired for different flaws it can be confirmed that the detection of both shallow and deep defects is possible utilizing the system. conc sions the preliminary results achieved from the tests confirm the capabilities and usability of both methods and the whole system. in case of em inspection it was confirmed that defects having a depth of 2 mm and 1 mm can be detected regardless of the orientation (axial or circumferential). the defect with a depth of 0.5 mm is visible but, because of the rough surfaces of the sample, additional signal processing is required in order to identify the defect. further work will be done to improve the results by the application of data fusion algorithms in order to combine results achieved from ut and em method. 41przegląd spawalnictwa 12/2013 ig. 9. results of magnitude, phase, real, and imaginary part of the x, y and z component's signals obtained during 2d scanning for edm notch no. 1 (1 mm depth) rys. 9. wynik pomiaru modułu, fazy, części rzeczywistej i urojonej składowych x, y i z pola pomierzonego w trakcie skanowania 2d nacięcia nr. 1 o głębokości 1 mm ig. 10. norm values of the measured x, y and z components signals obtained during 2d scanning of: a) notch no.1 (1 mm depth), b) notch no.3 (0.5 mm depth), c) notch no.5 (2 mm depth), d) notch no.2 (1 mm depth). rys. 10. moduły składowych x, y i z pola pomierzone w trakcie skanowania 2d: a) nacięcia nr. 1 o głębokości 1 mm, b) nacięcia nr. 3 o głębokości 0,5 mm, c) nacięcia nr, 5 o głębokości 2 mm, d) nacięcia nr, 2 o głębokości 1 mm literat re [1] w. shengyun, z. wenxian, l. shiyuan “research for digital automatic test technology of hollow axle in motor train unit,” second international conference on digital manufacturing and automation (icdma), 5-7 aug. 2011, pp. 922 – 925. acknow edgements axleinspect is collaboration between the following organizations: balfour beatty rail, phoenix inspection systems limited, vermon, danobat railway systems, ik4-ideko, west pomeranian university of technology (zut). the project was coordinated and managed by twi ltd and is partly funded by the ec (research for the benefit of specific groups project, ref: fp7-sme-2011-1-ga286573). 201504_pspaw.pdf 5przegląd spawalnictwa vol. 87  4/2015 właściwości mechaniczne niejednorodnego złącza spawanego stali vm12/x20 po wyżarzaniu mechanical properties of heterogeneous welded joint steels vm12/x20 after annealing mgr inż. joanna jasak, dr inż. kwiryn wojsyk, dr hab. inż. grzegorz golański– politechnika częstochowska. autor korespondencyjny/corresponding author: jkepa@wip.pcz.pl streszczenie badaniu poddano niejednorodne złącza spawane martenzytycznych stali vm12/x20crmov12-1 (x20) łączone dwoma różnymi materiałami dodatkowymi. do wypełnienia pierwszego ściegu (grani) zastosowano materiał dodatkowy przeznaczony dla stali x20, kolejne ściegi, włącznie z licowym, wykonano materiałem dodatkowym dla stali vm12. na uzyskanych złączach przeprowadzono nieniszczące i niszczące badania ich jakości, które wykazały prawidłową budowę złączy bez niezgodności spawalniczych. wyżarzanie złącza stali vm12/x20 w temperaturze 770 °c przez jedną godzinę pozwala na uzyskanie zbliżonych do pożądanych właściwości mechanicznych (wytrzymałości na rozciąganie, kąta gięcia i udarności) oraz twardości złącza na akceptowalnym poziomie ok. 320 hv10. dłuższe czasy wyżarzania prowadzą do obniżenia zarówno udarności złącza, a w szczególności spoiny oraz wytrzymałości na rozciąganie. jednocześnie twardość złącza ulega obniżeniu do wartości odpowiadającej twardości materiałów rodzimych, tj. stali vm12 i x20. wykazano, że złącza tego typu umożliwiają uzyskanie właściwie pracujących zespołów roboczych w remontowanych instalacjach energetycznych. słowa kluczowe: złącza niejednorodne, właściwości mechaniczne abstract the study was heterogeneous welded joints vm12/ x20crmov12-1 (x20) martensitic steel used two different additional materials: the first pass consumable dedicated for x20 steels, the following passes including face pass – consumable for vm12 steel. on the resulting joints are made non-destructive and destructive testing of the quality, which validated the correct joints structure and the absence of welding defects. annealing joint vm12/x20 steel at a temperature of 770 °c for one hour allows to obtain similar to the desired mechanical properties (tensile strength, bending angle and impact resistance) and the hardness of the joint on the acceptable level of approx. 320 hv10. longer annealing times lead to a reduction in toughness of both joints and in particular the tensile strength. at the same time the hardness of the joint is reduced to the hardness of the material that is native, i.e. vm12 and x20 steel. it was shown that joints of this type can produce valid working systems in repaired power plant facilities. keywords: heterogeneous welded joints, mechanical properties wstęp ograniczenia związane z emisją zanieczyszczeń do atmosfery w wyniku spalania paliw kopalnych w energetyce wymagają nie tylko budowy nowych, ale również modernizacji starych bloków energetycznych celem uzyskania możliwości pracy przy tzw. parametrach nadkrytycznych pary. podczas modernizacji elementów instalacji bloków zachodzi konieczność łączenia między sobą stali żarowytrzymałych różnych gatunków i generacji [1÷3]. stwarzać to może szereg problemów natury technologicznej, do których zaliczyć należy m.in. dobór materiału dodatkowego do spawania, dobór parametrów obróbki cieplnej złączy po spawaniu czy też dyfuzję reaktywną węgla [4÷6]. próby wykonania złączy spawanych stali vm12 i x20crmov12-1 (x20) na przegrzewaczach pary w bloku o mocy 460 mw wykazały trudności w trakcie wykonywania pierwszego ściegu graniowego, co powodowało powstawanie mikropęknięć, pęknięć i porowatości [7]. z tego względu zaproponowano wykonanie pierwszego ściegu innym niż materiał rodzimy (stal vm12) materiałem dodatkowym, tj. materiałem przeznaczonym dla stali x20. joanna jasak, kwiryn wojsyk, grzegorz golański 6 przegląd spawalnictwa vol. 87 4/2015 głównym celem pracy była ocena jakości wykonanego złącza vm12/x20 łączonego dwoma różnymi materiałami dodatkowymi oraz określenie wpływu czasu wyżarzania w temperaturze 770 °c na właściwości mechaniczne złącza stali vm12/x20. materiał i metodyka badań materiałem do badań było niejednorodne złącze spawane stali vm12 i x20crmov12-1 (x20). złącze spawane stali vm12/x20 wykonane zostało w następujący sposób: pierwszy ścieg (grań) wykonano materiałem dodatkowym w crmowv12si (w1) przeznaczonym dla stali x20crmov12-1, natomiast kolejne ściegi, włącznie z licowym, materiałem dodatkowym w zcrcow 11 2 2 (w2) dla stali vm12. wykonane złącza oraz ich parametry obróbki cieplnej po spawaniu zestawiono w tablicy i. złącza zespawano metodą tig (141), używając jako gazu ochronnego argonu (i1), a jako gazu formującego mieszankę h2/n2 (f2). przed spawaniem styk podgrzano do temperatury ok. 200 °c. w trakcie spawania temperatura międzyściegowa nie przekraczała 280 °c. w celu oceny prawidłowości wykonanych złączy spawanych zostały one poddane badaniom: nieniszczącym – wizualnym (vt) i radiograficznym (rt) w zakresie 100% z uwzględnieniem poziomu jakości b wg pn-en iso 5817, metalograficznym oraz badaniom właściwości mechanicznych. badania mikrostrukturalne niejednorodnych złączy spawanych wykonano za pomocą mikroskopu świetlnego axiovert 25. obserwację i rejestrację mikrostruktur przeprowadzono na przygotowanych zgładach metalograficznych, trawionych odczynnikiem metalograficznym – fecl3. zakres przeprowadzonych badań mechanicznych obejmował: pomiar twardości metodą vickersa przy obciążeniu 98,1 n (10 kg), statyczną próbę rozciągania oraz próbę zginania na próbkach płaskich. do gięcia zastosowano trzpień o średnicy 18,9 mm (3g) przez co kryterium oceny zostało zaostrzone. kryterium pozytywnym tej próby było uzyskanie kąta gięcia 180° bez wystąpienia rys i pęknięć na rozciąganej powierzchni próbki. próbę udarności przeprowadzono w temperaturze pokojowej, stosując niestandardowe próbki typu charpy v o przekroju 10x6,3 mm. badania właściwości mechanicznych przeprowadzono według obowiązujących norm. badania nieniszczące i metalograficzne przeprowadzone badania nieniszczące wykazały, że analizowane złącza charakteryzują się wymaganym poziomem jakości. przykładowe makroskopowe obrazy badanych złączy przedstawiono na rysunku 1. tablica i. zestawienie zbiorcze wykonanych złączy spawanych table i. the summary of analyzed weld joints rys. 1. makroskopowy obraz badanych złączy: a) złącze nr 8, b) złącze nr 11, c) złącze nr 17 fig. 1. the view of joint cross-sections: a) joint no. 8, b) joint no. 11, c) joint no. 17 a) b) c) nr złącza wymiary złącza materiał dodatkowy do spawania temperatura obróbki cieplnej, °c czas obróbki cieplnej, hprzetop grań wypełnienie i lico 8 ø 44,5x6,3 w crmowv12si w zcrcow 11 2 2 – – 11 ø 44,5x6,3 w crmowv12si w zcrcow 11 2 2 770 1 15 ø 44,5x6,3 w crmowv12si w zcrcow 11 2 2 770 24 16 ø 44,5x6,3 w crmowv12si w zcrcow 11 2 2 770 48 17 ø 44,5x6,3 w crmowv12si w zcrcow 11 2 2 770 72 badania makroskopowe na przekrojach złączy nie ujawniły obecności pęknięć i nieciągłości oraz potwierdziły prawidłową budowę poszczególnych stref niejednorodnego złącza spawanego stali vm12/x20 bez istotnych niezgodności spawalniczych. kształt spoiny i układ ściegów był prawidłowy. badania mikrostrukturalne nie wykazały obecności obszarów o nieprawidłowej budowie. złącza charakteryzowały się mikrostrukturą martenzytu odpuszczonego (rys. 2). 7przegląd spawalnictwa vol. 87  4/2015 a) rys. 2. mikrostruktura spoiny: a) złącze nr 8; b) złącze nr 11, c) złącze nr 17, om, traw. fecl3 fig. 2. microstructure of weld: a) joint no. 8; b) joint no. 11, c) joint no. 17, om, fecl3 etched badania właściwości mechanicznych wyniki badań właściwości mechanicznych (wytrzymałość na rozciąganie oraz kąt gięcia) niejednorodnych złączy spawanych zestawiono w tablicy ii. przeprowadzone badania wykazały, że złącza spawane poddane statycznej próbie rozciągania zawsze ulegały zerwaniu w materiale rodzimym – stal x20. złącza nr 15, 16, 17 charakteryzowały się jednak wytrzymałością na rozciąganie niższą od wymaganego dla stali x20 minimum, tj. rm = 690 mpa. wynika to z długości czasu wyżarzania złączy w temperaturze 770 °c, co prowadzi do obniżenia właściwości wytrzymałościowych. wykazano, że złącza po wyżarzaniu w temperaturze 770 °c niezależnie od czasu wygrzewania, spełniały wymóg właściwego kąta gięcia (tabl. ii), natomiast złącze bez obróbki uległo pęknięciu przy kącie mniejszym od wymaganego. tablica ii. właściwości wytrzymałościowe niejednorodnych złączy spawanych table ii. the strength properties of dissimilar welding joints nr złącza próba gięcia statyczna próba rozciągania miejsce rozciągania miejsce pękania kąt gięcia rm, mpa miejsce zerwania próbki 8 grań swc grani 88° 732 materiał rodzimy stal x20 lico swc lica 78° 11 grań – 180° 786 materiał rodzimy stal x20 lico – 180° 15 grań – 180° 686 materiał rodzimy stal x20 lico – 180° 16 grań – 180° 663 materiał rodzimy stal x20 lico – 180° 17 grań – 180° 615 materiał rodzimy stal x20 lico – 180° b) c) tablica iii. praca łamania niejednorodnych złączy spawanych table iii. impact energy for dissimilar welding joints nr złącza miejsce nacięcia karbu praca łamania kv2*, j 8 swc lico 96 spoina 7 swc grań 134 11 swc lico 110 spoina 33 swc grań 112 15 swc lico 88 spoina 26 swc grań 76 16 swc lico 64 spoina 22 swc grań 95 17 swc lico 65 spoina 24 swc grań 81 8 przegląd spawalnictwa vol. 87 4/2015 przeprowadzone próby udarności badanych złączy (tabl. iii) wykazały, że w strefie wpływu ciepła niezależnie od miejsca nacięcia karbu odporność na pękanie badanego złącza była wysoka. praca łamania spoiny bez obróbki cieplnej wynosiła jednak 7 j. obróbka cieplna – wyżarzanie w temperaturze 770 °c przyczyniło się do wzrostu ciągliwości spoiny. wyżarzanie spoiny przy parametrach 770 °c/1h doprowadziło do uzyskania pracy łamania na poziomie 33 j, wyższej niż wymagane minimum. jak wykazały wcześniejsze badania własne [8], niższa temperatura wyżarzania – temperatura 650 °c nie gwarantuje uzyskania wymaganej ciągliwości spoiny. dłuższe czasy wyżarzania w temperaturze 770 °c przyczyniają się natomiast do obniżenia ciągliwości całego złącza, z tym że dla spoiny uzyskano wyniki na nieakceptowalnym poziomie. przykładowe rozkłady twardości niejednorodnych złączy spawanych stali vm12/x20 przedstawiono a) b) c) d) e) na rysunku 3. analiza uzyskanych wyników badań wykazała, że złącze bez obróbki cieplnej posiada wysoką, nieakceptowalną twardość na poziomie wynoszącym ok. 500÷550 hv10. według [9] złącze o twardości powyżej 350 hv10 charakteryzuje się wysoką skłonnością do pęknięć zimnych. prawidłowo przeprowadzona obróbka cieplna – wyżarzanie po spawaniu (770 °c/1h) pozwoliła obniżyć twardość w obrębie złącza spawanego do wartości maksymalnie ok. 320 hv10 oraz zmniejszyć gradient twardości na przekroju złącza. dłuższe czasy wygrzewania badanego złącza w temperaturze wyżarzania skutkują znaczącym zanikiem różnic w wartości twardości pomiędzy poszczególnymi strefami złącza (rys. 3c÷3e), prowadząc do wyrównania twardości na przekroju złącza, lecz jednocześnie skutkują dyskwalifikującym spadkiem rm (tabl. ii) czy też ciągliwości (tabl. iii). rys. 3. rozkład twardości niejednorodnych złączy spawanych stali vm12/x20: a) złącze nr 8, b) złącze nr 11, c) złącze nr 15, d) złącze nr 16, e) złącze nr 17; mr – materiał rodzimy, swc – strefa wpływu ciepła, s – spoina, ls – lico spoiny, gs – grań spoiny fig. 3. hardness distribution of dissimilar welding joint of vm12/x20 steel: a) joint no. 8, b) joint no. 11, c) joint no. 15, d) joint no. 16, e) joint no. 17; mr – parent material, swc – heat affected zone, s – weld, ls – face of weld, gs – root of weld 9przegląd spawalnictwa vol. 87  4/2015 podsumowanie badaniu mikrostruktury i właściwości mechanicznych poddano niejednorodne złącza spawane stali vm12/x20 łączone różnymi materiałami dodatkowymi. wykonane złącza charakteryzowały się prawidłową budową, bez niezgodności spawalniczych. kształt spoiny i układ ściegów był prawidłowy. badania mikrostrukturalne nie wykazały obecności obszarów o nieprawidłowej budowie, a samo złącze charakteryzowało się mikrostrukturą martenzytu odpuszczonego. obróbka cieplna – jednogodzinne wyżarzanie w temperaturze 770 °c przyczyniło się do wzrostu ciągliwości spoiny do wartości na poziomie 33 j. dłuższe czasy wyżarzania w temperaturze 770 °c przyczyniają się natomiast do obniżenia ciągliwości całego złącza, z tym że dla spoiny uzyskano wyniki na nieakceptowalnym poziomie. długie czasy wyżarzania prowadzą również do obniżenia rm poniżej wymaganego minimum. obróbka cieplna po spawaniu – wyżarzanie (770 °c/1h) pozwoliło obniżyć twardość w obrębie złącza spawanego z wartości ok. 500÷550 °c hv10 dla złącza bez obróbki cieplnej do wartości ok. 320 hv10 oraz zmniejszyć gradienty twardości na przekroju złącza. znaczący zanik różnic w wartości twardości pomiędzy poszczególnymi strefami złącza gwarantują dłuższe czasy wygrzewania badanego złącza w temperaturze wyżarzania, co prowadzi do wyrównania twardości na przekroju złącza. literatura [1] m. zeman, s. błacha: spawalne martenzytyczne stale żarowytrzymałe nowej generacji, przegląd spawalnictwa, vol. 86, nr 4, s. 51÷61, 2014. [2] g. golański, i. pietryka, j. słania, j. jasak, p. urbańczyk: mikrostruktura i właściwości mechaniczne złącza spawanego stali 12hmf po długotrwałej eksploatacji, przegląd spawalnictwa, vol. 86, nr 5, s. 49÷53, 2014. [3] m. urzynicok, k. kwieciński, j. słania: zastosowanie nowoczesnych metod spawania przy wykonywaniu połączeń doczołowych rur ze stali martenzytycznej p92 (x10crwmovnb9-2), przegląd spawalnictwa, vol. 81, nr 10, s. 13÷19, 2009. [4] y.y. you, r.k. shiue, r.h. shiue, c. chen: the study of carbon migration in dissimilar welding of the modified 9cr-1mo steel, journal of materials science letters, 20, 2001, 1429÷1432. [5] c. sudha, r. anand, s. saroja, m. vijayalakshmi: evaluation of concentration dependant diffusion coefficients of carbon in a dissimilar joint of ferritic steels, transactions of the indian institute of metals, 63, 4, 2010, 739÷744. [6] m. yamazaki, t. watanabe, h. hongo, m. tabuchi: creep rupture properties and fracture type of 9cr-1mo-v-nb/18cr-8ni steel dissimilar joints, welding in the world, 55, 01-02, 2011, 67÷77. [7] w. pawełczyk, k. wojsyk: własności złączy jednorodnych i niejednorodnych z udziałem stali vm12 i x20crmov12-1, niepublikowany raport – elektrownia bełchatów, 2014. [8] e. tasak, a. ziewiec, spawalność materiałów konstrukcyjnych. tom 1-spawalność stali, wydawnictwo jak, kraków, 2009. [9] k. wojsyk, g. golański, j. jasak, j. kupczyk: mechanical properties of dissimilar welding joints made of vm12/x20crmov12-1 steels, the 46th international october conference on mining and metallurgy, bor lake, serbia, 2014, 314÷317. 201113_pspaw.pdf 13przegląd spawalnictwa 13/2011 bolesław augustyniak leszek piotrowski marek chmielewski ocena stanu trójnika rurociągu pary świeżej ze stali 13hmf metodą emisji magnetoakustycznej assessment of state of steam pipe t-joint made of 13hmf  grade steel using magnetoacoustic emission effect  bolesław augustyniak, leszek piotrowski, marek chmielewski – politechnika gdańska. streszczenie zbadano trójnik w rurociągu pary świeżej ze stali 13hm o czasie eksploatacji ok. 66 000 h. mierzono: natężenie emisji magneto akustycznej (ema), twardość hv, współczynnik tłumienia fal ultradźwiękowych (db/mm). w przypadku badania ema do magnesowania użyto grubościenny elektromagnes jarzmowy o adaptowanych ramionach a sygnał napięciowy z szerokopasmowej sondy był filtrowany w celu eliminacji zakłóceń przemysłowych. porównawcza analiza tych trzech wielkości fizycznych umożliwiła identyfikację obszarów o mniejszym lub większym stopniu zdegradowania mikrostruktury. wykazano, że odcinki łączników w trójnikach o mniejszej grubości ścianki mogą być bardziej zdegradowane od odcinków o większej grubości ścianki. te wyniki świadczą o dużym potencjale diagnostycznym opracowywanej metody badania zmian w mikrostrukturze rurociągów pary świeżej wykonanej ze stali 13hmf. abstract the study focused on a part of the steam pipe (t – joint) in a power plant boiler made of 13hmf grade steel (in service over 66 000 hours) with magneto-acoustic emission (mae). two complementary techniques the hardness measurement (hv) and ultrasound attenuation coefficient analysis (db/mm) have also been applied. the mae signal was detected by large band sensor when thick pole electromagnet (adapted to pipe curvature) and appropriate filtering of acoustic had been applied. comparative analysis of those three quantities allowed detection of the areas with different level of microstructural damage. it was revealed that parts of the joint made of lower thickness wall pipe are more creep-damaged than parts with higher thickness of the wall. these results demonstrate the high potential of the proposed technique of assessment of creep damage of power plant steam tubes made of 13hmf grade steel. wstęp proces degradacji, jakiemu ulegają elementy konstrukcji w warunkach zmiennych naprężeń i wysokiej temperatury pogarsza znacząco właściwości mechaniczne tych stali, aż do wystąpienia makroskopowych uszkodzeń [1]. złożoność problemów technicznych występujących w sferze diagnostyki urządzeń energetycznych, a jednocześnie dążenie do podwyższenia dokładności prognozowania trwałości resztkowej są powodem ciągłego rozwoju nowych metod diagnozowania stanu materiału [2, 3]. nieniszcząca ocena stopnia utraty właściwości wytrzymałościowych stali w przemyśle energetycznym jest zadaniem ogromnie ważnym i nadal nierozwiązanym w skali gospodarki światowej. w energetyce krajowej występuje problem diagnozowania i wymiany elementów instalacji energetycznych wykonanych głównie ze stali ferromagnetycznych (10h2m, 15hm i 13hmf) a eksploatowanych dłużej niż 100 000 h. wynika stąd zasadność podejmowania intensywnych wysiłków na rzecz rozwoju metod badań nieniszczących służących do diagnozowania właśnie takich gatunków stali. zasadne jest zastosowanie dla nieniszczącego diagnozowania zmian mikrostruktury eksploatowanych stali przynajmniej dwóch komplementarnych technik: techniki magnetycznej wykorzystującej właściwości ferromagnetyczne tej stali (a w szczególności zjawisko emisji magneto-akustycznej) oraz technikę ultradźwiękową. 14 przegląd spawalnictwa 13/2011 w politechnice gdańskiej prowadzone są od szeregu lat badania nad wykorzystaniem efektów magnetosprężystych, a w szczególności emisji magnetoakustycznej, do diagnozowania stanu mikrostruktury eksploatowanych stali ferromagnetycznych. dotychczasowe wyniki tych badań dla stali ferrytyczno-perlitycznych i perlityczno-bainicznych (typu 15hm i 10h2m) wskazują jednoznacznie na to, że metoda bazująca na efekcie emisji magnetoakustycznej (ema) charakteryzuje się bardzo dobrymi właściwościami użytecznymi dla potrzeb badań nieniszczących [4]. szczególnie korzystny jest fakt, że natężenie ema okazuje się być dla tych stali monotoniczną i znacząco malejącą funkcją stopnia degradacji już na wczesnym etapie procesu degradacji (przed wystąpieniem uszkodzeń mikrostruktury). badania testowe wykonane na cienkościennych elementach konstrukcyjnych (przegrzewacze pary), dawały relatywnie silne sygnały ema [5÷8]. elementy grubościenne (takie jak np. elementy rurociągu pary świeżej) stanowią dużo większe wyzwanie z metrologicznego punktu widzenia. składają się na to trzy podstawowe problemy ‘techniczne’: konieczność dostatecznie silnego magnesowaniem tego typu elementów, osłabienie sygnału ema w grubościennych i długich elementach oraz hałasy akustyczne o naturze mechanicznej generowane się w rurociągu w trakcie remontów bloków energetycznych. w niniejszym artykule przedstawione są wyniki badań za pomocą techniki ema trójnika rurociągu pary świeżej wykonanej ze stali 13hmf. wykonano także badania komplementarne polegające na pomiarze w wybranych obszarach trójnika współczynnika tłumienia ultradźwięków, twardości i mikrostruktury mikroskopem świetlnym. układy pomiarowe pomiar ema układy do magnesowania i detekcji właściwości magneto-akustycznych zostały wykonane na wydziale fizyki technicznej i matematyki stosowanej pg. rysunek 1 przedstawia układ do magnesowania oraz detekcji sygnału ema w trakcie pomiarów. składa się on z elektromagnesu (e), szerokopasmowego przetwornika ultradźwiękowego (s), przedwzmacniacza (pw) oraz (niewidocznego na zdjęciu) analogowego układu wzmacniającego (wykorzystano układy z filtrem górnoprzepustowym oraz bez filtra). szczególnie istotne okazało się zastosowanie elektromagnesu o dużej powierzchni przekroju rdzenia zapewniającego względnie silne namagnesowanie dużego obszaru rury. zastosowano przetwornik ultradźwiękowy szerokopasmowy typu wd firmy physical acoustic corporation. wzmocniony sygnał napięciowy u z przetwornika ultradźwiękowego podawany był na przetwornik analogowo-cyfrowy (12 bitów) i rejestrowany z dużą rozdzielczością dla jednego półokresu magnesowania z wykorzystaniem przenośnego komputera przystosowanego do badań w warunkach przemysłowych (rys. 2). analizę zarejestrowanego sygnału napięciowego przeprowadzano „on-line” korzystając z oprogramowania stworzonego przy wykorzystaniu pakietu labview 8.0. analiza polegała na cyfrowej filtracji z wykorzystaniem techniki fft (szybka transformata fouriera) oraz wyznaczaniu chwilowego napięcia skutecznego ua (sygnał rms). wyniki tej analizy są także rejestrowane. badania ultradźwiękowe i twardości oraz mikrostruktury badania komplementarne wobec metody ema wykonane zostały przez laboratorium badań materiałowych me groupe z warszawy. badania te polegały głównie na pomiarze współczynnika tłumienia fal ultradźwiękowych (dla częstotliwości 2, 4 i 15 mhz). mierzono także twardości (za pomocą twardościomierza krautkramer mic-10) i wykonywano analizę mikrostruktur mikroskopem przenośnym (instrukcja badawcza nr 02 do procedury nr p05 „mikroskopia świetlna metoda przenośna – pms” – ib02). informacja o badanym trójniku na rysunku 3 pokazano schemat trójnika w rurociągu pary świeżej. czas eksploatacji tego trójnika to ok. 66 000 h. zaznaczono na nim obszary badań ema i ut (punkty 1÷8) oraz pięć spoin. linie przerywane to spoiny konstrukcyjne trójnika a linia ciągłe oznaczają spoiny montażowe trójnika z resztą rurociągu. rys. 1. układ pomiarowy podczas pracy na rurociągu pary świeżej fig. 1. working meter circuit on the fresh steam pipeline rys. 2. komputer stosowany w trakcie pomiarów fig. 2. komputer used in the measurements rys. 3. schemat trójnika pary świeżej fig. 3. fresh steam three-way pipe 15przegląd spawalnictwa 13/2011 należy zaznaczyć, że punkty 1 i 2 oraz 3 i 4 dotyczą dwóch łączników. przed przyspawaniem do korpusu trójnika zostały one przetoczone na wymagane wymiary. charakterystyczna dla nich jest zmiana zewnętrznej średnicy. okrągła kula trójnika wraz z szyją jest monoblokiem i ten element został wykonany metodą kucia. punkt 5 leży na szyi korpusu. punkty 7 i 8 leżą na fragmentach rurociągu dospawanych do trójnika. wyniki badań podstawą dla uzyskania zadowalających wyników pomiaru ema w przypadku elementów grubościennych było wyeliminowanie zakłóceń w sygnale ema. opracowując technikę badania ema elementów grubościennych stwierdzono, że rejestrowane przez głowicę szerokopasmową zakłócenia akustyczne występujące w rurociągu grubościennym w kotle charakteryzują się wystarczająco różnym widmem częstotliwości od widma sygnału ema. dzięki temu mogą być wyeliminowane poprzez stosowanie filtrów analogowych lub też przez obróbkę cyfrową zarejestrowanego pełnego sygnału napięciowego. należy podkreślić, że opracowane z wykorzystaniem pakietu labview procedury filtracji i analizy sygnału umożliwiły skuteczną detekcję sygnału ema oraz szybką ocenę stanu rurociągu w trakcie wykonywania badania ema. przedstawione wyniki pomiaru ema uzyskano stosując odpowiednią filtrację. wykresy zmierzonego chwilowego poziomu napięcia ema są pokazane na rysunku 4. są to fragmenty pętli histerezy zarejestrowane dla wzrastających wartości prądu zasilającego elektromagnes jarzmowy. szerokie maksimum w natężeniu ema jest skutkiem złożonego rozkładu czasowo przestrzennego indukcji magnetycznej wewnątrz grubościennego elementu na skutek generacji prądów wirowych. rejestrowany sygnał jest efektem sumowania fal akustycznych ema emitowanych z obszarów o różnym stanie magnesowania [9, 10]. analizę porównawczą natężenia ema ułatwia zestawienie całek z wykresów wartości chwilowych natężenia ema (rys. 4). całki te pokazane są na rysunku 5. jak widać, poziomy sygnału ema różnią się dość znacznie. największe natężenie ema stwierdzono dla punktów 1, 3 i 5, a najmniejsze dla punktu 7. natężenie ema jest relatywnie niskie także dla punktów 5 i 8. wyniki ultradźwiękowego pomiaru grubości przedstawiono na rysunku 6. widać, że grubość ścianki wstawek zmienia się od ok. 72 mm (punkty 1 i 3) do 52 mm (punkty 2 i 4). dla pozostałych badanych obszarów grubość ścianki jest też bliska wartości 50 mm. wyniki pomiaru twardości przedstawiono na rysunku 7. widać znaczące różnice wartości twardości pomiędzy wstawkami trójnika (poziom ok. 175 hv) a szyją (punkt 5) i zewnętrznymi elementami dospawanymi do trójnika (punkty 7 i 8). tłumienie ultradźwięków okazało się być także różne dla poszczególnych fragmentów trójnika. z wyników pokazanych na rysunku 7 wynika, że tłumienie dla punktów 1 oraz 3 (grubsza ścianka) jest systematycznie mniejsze od tłumienia dla punktów 2 i 4 rys. 4. natężenie emisji ema w obszarach zaznaczonych na trójniku fig. 4. mae signal intensity in marked areas on the three-way pipe rys. 5. całki z natężenia ema w obszarach zaznaczonych na trójniku fig. 5. mae signal integral intensity in marked areas on the three-way pipe rys. 6. grubość elementu wyznaczona za pomocą ut fig. 6. wall of pipe thickness measured using ultrasounds rys. 7. twardość hv w obszarach zaznaczonych na trójniku fig. 7. hv hardness in the marked areas on the three-way pipe 16 przegląd spawalnictwa 13/2011 (cieńsza ścianka). w punkcie 5 tłumienie jest relatywnie wysokie. ważnym w analizie danych momentem jest zestawienie wyników pomiaru ema (całki) z wartościami twardości hv i współczynnikiem tłumienia. takie zestawienie przedstawiono w postaci wykresu trójwymiarowego na rysunku 9. wyróżnić należy najpierw punkty 3 i 1 – o dużym poziome ema i względnie wysokiej twardości hv. zgodnie z przyjęta koncepcją o charakterze zmian natężenia ema w procesie degradacji należy przypuszczać, że te fragmenty łącznika nie uległy jeszcze degradacji. punkty 4 i 2 – leżące w strefie cieńszej ścianki łącznika cechują się dużo niższym poziomem ema w porównaniu z obszarami 1 i 3, a więc należy cieńsze fragmenty łącznika ocenić jako relatywnie bardziej zdegradowane niż te należące do strefy o grubszej ściance. obszar dla punktu 5 (szyja trójnika) charakteryzuje się wysokim poziomem ema ale relatywnie niską twardością. współczynniki tłumienia dla wszystkich punktów położonych na trójniku mają podobną wartość. stwierdzona dla punktu 5 różnica w poziomie twardości przy tym samym poziomie ema i tłumienia może wynikać z mikrostruktury materiału łączników i korpusu trójnika. to zostało potwierdzone badaniami metalograficznymi. za pomocą mikroskopu świetlnego zbadano obrazy mikrostruktury w punkcie 1 i punkcie 5. w przypadku łącznika stwierdzono strukturę ferrytyczno-bainityczną (ziarno o średnicy d = 40 mm ± 10 mm). w punkcie 5 występowały bardzo duże ziarna ferrytu (d = 150 ± 10 mm) z udziałem fazy zapewne perlitycznej. duże ziarno ferrytu sprawia, że zwiększa się poziom emisji ema a faza perlityczna jest przyczyną mniejszej twardości tej części trójnika. punkty 7 i 8 należą do obszaru ‘odrębnego’ w sensie struktury rurociągu a zapewne i mikrostruktury. w przypadku punktu 7, widoczne na rysunku 9 cechy – niski poziom ema , niski poziom hv oraz wysoki poziom tłumienia, sugerują zakwalifikowanie tego fragmentu do grupy materiałów relatywnie najbardziej zdegradowanych. punkt 8 – charakteryzuje się wysokim poziomem ema, dużą twardością i małym tłumieniem fal ultradźwiękowych. na tej podstawie można i należy ten obszar zaliczyć do materiału mniej zdegradowanego niż materiał w obszarze punktu 7. należy dodać, że odcinki rur dospawane do obu łączników maję tę samą grubość ścianki. tym samym różnice w poziomie twardości jaki i współczynnika tłumienia muszą wynikać z różnic w mikrostrukturze obu dospawanych rur. należy też przypuszczać, że te zmiany są rezultatem eksploatacji, a nie wynikają z różnic w mikrostrukturze w stanie dostawy. podsumowanie zbadano trójnik w rurociągu pary świeżej. mierzono: natężenie emisji magneto akustycznej, twardość, współczynnik tłumienia fal ultradźwiękowych. porównawcza analiza tych trzech wielkości fizycznych umożliwiła identyfikację obszarów o mniejszym lub większym stopniu zdegradowania mikrostruktury. wykazano, że odcinki łączników w trójnikach o mniejszej grubości ścianki mogą być bardziej zdegradowane od odcinków o większej grubości ścianki. te wyniki świadczą o dużym potencjale diagnostycznym opracowywanej metody badania zmian w mikrostrukturze rurociągów pary świeżej wykonanej ze stali 13hmf. niniejsze badania były finansowane z programu badawczego kbn nr 1133/t08/2005/29 rys. 8. tłumienie ut w obszarach na trójniku zmierzone dla częstości 2 i 4 mhz fig. 8. ultrasound attenuation in the marked areas on the three-way pipe for 2 i 4 mhz frequency rys. 9. wartości ema w funkcji twardości (hv) i tłumienia (db/mm) fig. 9. mae values in the function of hardness (hv) and attenuation (db/mm) 17przegląd spawalnictwa 13/2011 literatura [1] hernas a., dobrzański j.: trwałość i niszczenie elementów kotłów i turbin parowych, wyd. politechnika śląska, mon. 2, gliwice 2003. [2] dobosiewicz j.: badania diagnostyczne urządzeń cieplno-mechanicznych w energetyce – cz. ii, kotły i rurociągi. diagnostyka techniczna, warszawa: biuro-gamma, 1999. [3] deputat j.: nieniszczące metody badania materiałów; warszawa, biuro gamma, 1997. [4] augustyniak b.: zjawiska magnetosprężyste i ich wykorzystanie w nieniszczących badaniach materiałów, wyd. politechnika gdańska, gdańsk, monografia 38, 2003. s. 1-192. [5] augustyniak b., chmielewski m., piotrowski l., głowacka m.: assessment of 15hm steel quality with three methods based on barkhausen effect; proc. of 9th international scientific conference amme2000, sopot 11.10.-14.10.2000, ed. l. a. dobrzański, 2000, s. 27-30. [6] augustyniak b., piotrowski l., chmielewski m., and sablik m.: nondestructive characterization of 2cr-1mo steel quality using magnetoacoustic emission, ieee trans. magn., vol. 38, 5/2002, s. 3207-3209. [7] sablik m.j., augustyniak b., piotrowski l.: modeling incipient creep damage effects on barkhausen noise and magnetoacoustic emission; j. magn. magn. mater. vol. 272-276 (2004) s. e523-e525. [8] augustyniak b., piotrowski l., chmielewski m., sablik m.: creep damage zone detection in exploited power plant tubes with magnetoacoustic emission; przegląd elektrotechniczny, nr 4/2007, s. 93-98. [9] augustyniak b., piotrowski l., augustyniak m., chmielewski m., sablik m.j.: impact of eddy currents on barkhausen and magnetoacoustic emission intensity in a steel plate magnetized by a c-core electromagnet; j. of magnetism and magnetic materials. v. 272-276, (2004), s. e543-e545. [10] augustyniak m., augustyniak b., chmielewski m., sadowski w.: impact of plate dimensions on time and space distribution of magnetic field induction inside the plate magnetized with ccore at various frequencies, przegląd elektrotechniczny. r 83, nr 6/2007, pp. 48-50 redakcja przegląd spawalnictwa, ul. świętokrzyska 14a, 00-050 warszawa,  tel.: 22 827 25 42, fax: 22 336 14 79; e-mail: pspaw@ps.pl, www.pspaw.ps.pl ps 7 2016 www.pdf 13przegląd  spawalnictwa       vol. 88 7/2016 plan spawania dźwigara wiaduktu kolejowego a plan of welding the railway viaduct girder dr hab. inż. jacek słania, prof. pcz – politechnika częstochowska; mgr inż. karol rafalski – mostostal puławy s.a. autor korespondencyjny/corresponding author: jacek_slania@poczta.onet.pl streszczenie przedstawiono plan spawania dotyczy wykonania konstrukcji dźwigara wiaduktu kolejowego w klasie exc 4 wg pn -en 1090-2. omówiono połączenia śrubowe oraz wymagania dotyczące ich wykonania. przedstawiono kontrolę przed, podczas i pospawaniu oraz zamieszczono plan badań. określono kolejność spawania poszczególnych zespołów dźwigara. przedstawiono wymagania dotyczące dokumentacji końcowej. słowa kluczowe: spawanie; plan spawania; dźwigar; kontrola spawania abstract a welding plan connected with manufacturing the construction of the railway viaduct girder of the exc 4 rate according to pn-en 1090-2 standard is presented. bolt couplings and their requirements are provided in the article. welding control before, during and after the welding process is given as well as the testing plan. an order of welding specific units of the girder is shown. requirements relating to the final documentation is given. keywords: welding; a plan of welding; girder; welding control wstęp prezentowany plan spawania dotyczy wykonania konstrukcji dźwigara wiaduktu kolejowego w klasie exc 4 wg pn-en 1090-2 widocznego na rysunku 1 widok z góry, rysunku 2 widok z boku, rysunku 3 przekrój oraz rysunku 4 przekrój na podporze. całościowo inwestycja składa się z czterech wiaduktów kolejowych o łącznej liczbie 38 dźwigarów. materiałem podstawowym zgodnie z dokumentacją techniczną jest stal konstrukcyjna s355j2+m (belki hl 1000x642) oraz 355j2+n (pozostałe pozycje konstrukcji) zgodnie z en10025-2.dodatkowo blachy oznaczone na rysunkach warsztatowych symbolem pioruna należy zbadać na rozwarstwienie za pomocą badań ultradźwiękowych zgodnie zen10160/10306 przez wykwalifikowany personel (stopień 2 wg pn-en iso 9712). jacek słania, karol rafalski przeglad welding technology review rys. 1. widok dźwigara wiaduktu kolejowego z góry fig. 1. a view of the railway viaduct girder from the top rys. 2. widok dźwigara wiaduktu kolejowego z boku fig. 2. a view of the railway viaduct girder from the side rys. 3. widok dźwigara wiaduktu kolejowego w przekroju fig. 3. a view of the railway viaduct girder in the cross-section 14 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 7/2016 rys. 4. widok dźwigara wiaduktu kolejowego w przekroju na podporze fig.  4. a view of the railway viaduct girder in the cross-section on the support połączenia śrubowe w czterech wiaduktach kolejowych znajduje się ponad 40000 połączeń śrubowych. otwory powinny być wykonane poprzez wiercenie, które występują zarówno w kształtownikach jak i blachach. aby wykonać w bardzo krótkim czasie taką ilość otworów użyto systemu wiercącego cnc. wykaz materiałów złącznych (śrub, nakrętek i podkładek) znajduje się w tablicy i. przed przystąpieniem do montażu połączeń śrubowych należy: – oczyścić powierzchnie od wszelkich zanieczyszczeń (olej, farba, rdza itp.) oraz od zadziorów, które mogą uniemożliwić ścisłe przyleganie powierzchni łączonych, – sprawdzić oznaczenie cech wytrzymałościowych na śrubach, nakrętkach i podkładkach oraz stan ich powierzchni, – dokręcić śruby w połączeniach niesprężanych do stanu ścisłego docisku gdzie klucz udarowy zaczyna drżeć (podczas kontrolnego ostukiwaniu młotkiem dokręconej śruby żadne z zestawu połączenia śrubowego nie powinno przesuwać się ani drgać), – dokręcanie śrub w połączeniach sprężanych (hv) wykonywać przez obrót nakrętki uzyskując określoną siłę sprężania używając klucza dynamometrycznego, dzięki któremu można odczytać moment dociągający (klucz dynamometryczny powinien posiadać aktualne świadectwo kalibracji). wartości momentu dokręcającego dla poszczególnych połączeń śrubowych przedstawiono w tablicy ii. przygotowanie i kontrola   przed spawaniem obejmuje – kompletację materiałówsprawdzenie jakości i kompletności dostaw zgodnie z zamówieniami oraz oznakowań, cechowania materiałów gatunkiem i wytopem. śruby nakrętki  podkładki m27 10.9 hv tzn en14399-4 m27 10 hv tzn en14399-4 27 hv tzn 14399-6 m24 10.9 hv tzn en14399-4 m24 10 hv tzn en14399-4 24 hv tzn 14399-6 m20 10.9 hv tzn en14399-4 m20 10 hv tzn en14399-4 20 hv tzn 14399-6 m42 8.8 en4014 m42 8 en4032 42 din 125 m20 8.8 en4014 m20 8 en4032 20 200hv tzn din 125 m16 8.8 en4014 m16 8 en4032 16 din 125 m12 8.8 en4014 m12 8 en4032 12 din 125 tablica i. wykaz materiałów złącznych table i. a list of coupling materials – cięcie i ukosowanie mechanicznie lub gazowe zgodnie z rysunkami warsztatowymi i instrukcjami technologicznymi spawania wps. – przenoszenie znaków materiałowych (gatunek, wytop) na wszystkie detale. – oczyszczenie powierzchni z wszelkich zanieczyszczeń na szerokości min. 20mm od spawanych krawędzi elementu. – wykonanie spoin sczepnych zgodnie z kwalifikowaną technologią spawania, które podlegają w 100% badaniom vt. – stosowanie płytek dobiegowych i wybiegowe przy złączach gdzie występują spoiny czołowe, które powinny być przygotowane tak jak materiał spawany. – aktualizację i weryfikację uprawnień spawaczy wg pn-en iso 9606-1. spawanie i kontrola   podczas spawania obejmuje – wykonywanie prac spawalniczych zgodnie z planem spawania oraz instrukcją technologiczną wps, zwracając uwagę aby spoiny pachwinowe były zamknięte. – stosowanie podgrzewania wstępnego zgodnie z instrukcją technologiczną wps wraz z kontrolą temperatury. – oczyszczenie poszczególnych warstw spoiny z odprysków, żużla przed nałożeniem kolejnej warstwy oraz sprawdzenie temperatury międzyściegowej. – nanoszenie trwale numerów spawacza lub operatora. kontrola po spawaniu obejmuje – wykonanie pomiarów geodezyjnych potwierdzających prawidłowość wykonania konstrukcji – wybór metody ndt przez osobę posiadającą uprawnienia stopnia 3 zgodnie z en12062. – wykonanie badań nieniszczących przez wykwalifikowany personel (stopień 2 zgodnie z pn-en iso 9712). – usunięcie tymczasowych płyt dobiegowych i wybiegowych, śladów zajarzenia łuku, do powierzchni materiału podstawowego, a następnie przeprowadzenie 100%badań magnetycznych w celu wykrycia pęknięć. w tablicy iii przedstawiono plan badań dla dźwigara wiaduktu kolejowego. wykonanie stołów montażowych na podstawie dokumentacji technicznej poszczególnych torów stworzono schemat punktów podparć dźwigarów, który zawierał cztery dźwigary każdego toru. każdy schemat zawierał w swoim zakresie wspólny dźwigar, czyli 15przegląd  spawalnictwa       vol. 88 7/2016 dla schematu pierwszego element końcowy będzie elementem pierwszym schematu drugiego. podpory wykonano tak aby zapewnić stabilne i bezpieczne ustawienie konstrukcji oraz swobodne poruszanie się pod nią, w celu montażu i dokręcenia śrub. fragment schematu punktów podparć przedstawiono na rysunku 5. wykonanie w klasie exc4 metoda ndt, % wymiar, mm poziom jakości wg 1090-2 vt mt pt ut ut-l lt rt spoina czołowa ≥ 8 b+ 100 100 spoina czołowa (złącze teowe) ≥ 8 b+ 100 50 spoina czołowa <8 b+ 100 100 spoina czołowa dodatkowa ≥ 8 b+ 100 100 spoina czołowa dodatkowa < 8 b+ 100 100 spoina pachwinowa a>12lub t>20 b+ 100 20 spoina pachwinowa a≤12i t≤20 b+ 100 10 100 rozwarstwienie >6 en 10160 s2, e3 100 tymczasowe przymocowania wszystkie en 1291 poziom 2x 100 100 tablica i. wykaz materiałów złącznych table i. a list of coupling materials rys. 5.  schemat usytuowania charakterystycznych punktów podparć na spodach dźwigarów fig. 5. an outline of placing specific support points at the bottom of girders. kolejność spawania kolejność spawania obejmuje: – wykonanie spoin czołowych belek głównych wzdłużnych hl1000x642. spawanie należy rozpocząć od półek o grubości 60mm (rys. 6), a następnie środników o grubości 34mm (rys. 7). – użebrowanie belek głównych hl1000x642. blachy o grubości 15mm i 10mm łączymy z belkami głównymi spoinami pachwinowymi dwustronnymi odpowiednio a=6mm i a=4mm. – wykonanie płyty pod belki poprzeczne heb200 z blachy ≠10mm. spawanie spoin czołowych, a następnie pachwinowych narożnych dwustronnych a=4mm. połączenie śrubami płyty z belkami głównymi hl1000x642. – spawanie żeber do belek poprzecznych heb200 w punktach krzyżowania się osi szyny z osiami tych belek, prostopadle do ich środników spoinami pachwinowymi dwustronnymi a=6mm. – próbny montaż belek poprzecznych heb200 wraz ze stopami do belek głównych wzdłużnych i płyty, tak aby otwory pod połączenia śrubowe były zgodne. następnie demontaż, spawanie belek poprzecznych heb200 ze stopami (blacha o gr. 30mm) spoinami pachwinowymi a=6mm – spawanie stóp belek poprzecznych heb200 z belkami głównymi wzdłużnymi. spoinę pachwinową a=10 o długości 100mm należy spawać w pozycji pf. – spawanie blachprzepon do belek głównych w miejscach podpór spoiną pachwinową obustronną a=8mm. rys. 6. przygotowanie oraz kolejność spawania pasów hl1000x642 fig. 6. preparation and order of welding hl1000x642 flanges rys.  7.  przygotowanie oraz kolejność spawania środnika hl1000x642 fig. 7. preparation and order of welding hl1000x642 web 16 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 7/2016 dokumentacja końcowa dokumentacja końcowa powinna zawierać: – świadectwa jakości materiałów podstawowych, – świadectwa jakości śrub, nakrętek i podkładek – świadectwa jakości materiałów dodatkowych – protokoły z badań nieniszczących – certyfikaty personelu ndt – rejestr spawaczy wraz z aktualnymi uprawnieniami – instrukcje technologiczne spawania wps wraz z wpqr – dzienniki spawania – raporty kontroli kształtu i wymiarów, potwierdzające wymaganą tolerancję z próbnego montażu wszystkich dźwigarów podsumowanie konstrukcja dźwigarów wykonano zgodnie z najwyższymi wymaganiami, o skomplikowanej technologii (wykonanie kilkudziesięciu tysięcy otworów, montaż, kolejność spawania itp.). dzięki urządzeniom cnc zachowano powtarzalność parametrów, a tym samym uzyskano odpowiednią jakość powierzchni wg en iso 9013. bardzo wysokie wymagania jakościowe stawiane przez normę dotyczącą wykonania konstrukcji stalowych pn-en 1090-2-klasa exc 4 wymuszają na całym pionie technologicznym oraz warsztacie wysokie kwalifikacje, precyzję oraz dbałość o właściwą jakość produktu [1÷18]. literatura [1] słania j.: skóra j.: plan spawania wymiennika ciepła chłodzonego powietrzem przegląd spawalnictwa nr 2/2011,str. 19-26. [2] słania j.: plany spawania. teoria i praktyka. agenda wydawnicza simp, warszawa 2013. [3] słania j.: plan technologiczny spawania płyty gąsienicowej. przegląd spawalnictwa, 2010, nr 3, str. 16–25. [4] słania j., kaczor t.: plan spawania zbiornika ciśnieniowego. przegląd spawalnictwa, 2010, nr 4, str. 9–18. [5] słania j., kwiecień l., jarosiński j.: plan spawania kotłów płomienicowo płomieniówkowych. przegląd spawalnictwa, 2010, nr 6, str 32–40. [6] słania j., skóra j.: plan spawania wymiennika ciepła chłodzonego powietrzem. przegląd spawalnictwa 2011, nr 2, str 16-22. [7] słania j.: plan spawania carg płaszcza pieca obrotowego. przegląd spawalnictwa 2011, nr 2, str. 36-41. [8] słania j., wodecki d.: plan spawania belki poprzecznej dźwigu.przegląd spawalnictwa 2011, nr 2, str. 30-35. [9] słania j.: istota planów spawania. przegląd spawalnictwa 2011, nr 2, str 3-9. [10] słania j.: plan spawania napraw bieżących kotłów parowych, wodnych i stałych zbiorników ciśnieniowych. przegląd spawalnictwa 2011, nr 2, str 22-30. [11] słania j., kwiecień l., jarosiński j.: kotły płomienicowo – płomieniówkowe – plan spawania oraz kontroli i badań. dozór techniczny 2011, nr 2, str. 35–41. [12] słania j., chomiuk s., dadak r.: plan spawania dla konstrukcji uzupełniającej trawresy. przegląd spawalnictwa 2012, nr 2, str 3-6. [13] słania j., marcinkiewicz h., kiełbik m.: plan spawania elementu obudowy kopalnianej – osłony odzawałowej. przegląd spawalnictwa 2012, nr 2, str. 6-16. [14] słania j., fryc h.: spawanie pojazdów szynowych plany spawania. przegląd spawalnictwa 2012, nr 2, str. 16-20. [15] słania j.: plan spawania stalowej kładki dla pieszych i. przegląd spawalnictwa 2012, nr 2, str. 20-24. [16] słania j.: plan spawania stalowej kładki dla pieszych ii. przegląd spawalnictwa 2012, nr 2, str. 24-26. [17] słania j., urbańczyk p.: technologia wytwarzania oraz plan kontroli jakości przegrzewacza pary kotła parowego wg pn-en 12952-5. przegląd spawalnictwa 2012, nr 5, str. 29-41. [18] chromik d., słania j.: plan spawania ciśnieniowego zespołu rurowego. przegląd spawalnictwa 2012, nr 11, str. 29-32. 201312_pspaw_25gt.pdf 83przegląd spawalnictwa 12/2013 tomasz klinkosz marcin wołejko zastosowanie metodologii rbi do doboru metod ndt w diagnostyce urządzeń technicznych podlegających dozorowi udt rbi methodology application in selection of ndt   methods in the diagnostics of technical equipment  under inspection of office of technical inspection inż. tomasz k inkosz, dr inż. arcin ołejko – urząd dozoru technicznego. abstract article relates to the use of the rbi (risk based inspection) methodology in determining of active degradation mechanisms of pressure equipment and the suitable choice of ndt methods in development of the inspection programs. it describes rbi rules and discusses aspects of maintaining the mechanical integrity of the pressure equipment in petrochemical industry. discusses dependency of ndt methods selection on the expected failure modes of pressure equipment. discusses the parameters of the material of construction and physico-chemical parameters of the process medium and their impact on the degradation mechanisms activity in pressure equipment. discussion was carried out on the example of sulfide stress cracking of cr-mo low-alloy steel. article points out the importance of selection of design standards and acceptance criteria during selection of the ndt methods at the production, and later at operational stage, using prediction of degradation mechanisms activity. the article suggests the need for expanded reporting requirements of ndt during operational stage of pressure equipment. streszczenie artykuł dotyczy wykorzystania metodologii rbi (risk based inspection) w ustalaniu aktywności mechanizmów degradacji urządzeń ciśnieniowych i odpowiednim doborze metod ndt w tworzeniu programów inspekcji. opisano zasady rbi oraz omówiono aspekty utrzymywania integralności mechanicznej urządzeń ciśnieniowych w przemyśle petrochemicznym. omówiono zależność doboru metod ndt od spodziewanych rodzajów uszkodzeń urządzeń ciśnieniowych wykonanych z metali. omówiono parametry materiału konstrukcyjnego oraz fizykochemiczne parametry medium procesowego, mające znaczenie w aktywności mechanizmów degradacji urządzeń ciśnieniowych. na przykładzie stali niskostopowej cr-mo omówiono przyczyny zagrożenia siarczkowym pękaniem naprężeniowym. odniesiono się do istotności doboru standardów projektowych oraz do doboru kryteriów akceptacji badań ndt na etapie wytwarzania i eksploatacji z zastosowaniem przewidywania aktywności mechanizmów degradacji przy doborze metod inspekcyjnych. zaproponowano rozszerzone wymagania dotyczące opracowania badań ndt na etapie eksploatacji. 84 przegląd spawalnictwa 12/2013 co to jest rbi rbi (risk based inspection) jest metodą planowania inspekcji i zarządzania programem inspekcji, wykorzystującą wyniki analiz ryzyka, mającą na celu redukcję ryzyka związanego z eksploatacją urządzeń ciśnieniowych. metodologia rbi opiera się na standardach api i jest kierowana głównie do sektora przemysłu petrochemicznego. można ją jednak adaptować do innych sektorów, np. chemii procesowej, energetyki czy gazownictwa, po scharakteryzowaniu mechanizmów degradacji urządzeń w tych sektorach. integra no mechaniczna rządzeń integralność mechaniczna urządzeń zależy od właściwego dopasowania urządzenia do jego przeznaczenia – a więc możliwości jego bezpiecznej pracy w warunkach normalnych i awaryjnych, na które jest narażone, oraz od kontroli jego degradacji następującej w wyniku eksploatacji i podejmowania odpowiednich działań naprawczych. jako degradację urządzenia rozumiemy obniżenie niezawodności urządzenia w pełnieniu zaprojektowanej funkcji utrzymywania zawartych w nim mediów. oprócz uszkodzeń przypadkowych, degradacja urządzenia ciśnieniowego może być spowodowana oddziaływaniem mechanizmów degradacji wynikających z trzech grup czynników: materiału konstrukcyjnego i technologii wykonania urządzenia ciśnieniowego, środowiska chemicznego medium roboczego oraz parametrów fizycznych tego środowiska, tj. ciśnienia, temperatury, przepływu, itp. echanizmy degradacji w standardach technicznych, w zależności od przeznaczenia standardu i wymaganej szczegółowości analizy, wymienia się około 70 mechanizmów degradacji występujących w przemyśle [1]. standard api 581:2008 zawiera procedury obliczeniowe dla 33 najczęściej spotykanych mechanizmów degradacji. w niektórych przypadkach, w celu uproszczenia analizy, mechanizmy zostały pogrupowane, np. w grupie 1 – pocienienia (tabl. i), zostało zgrupowanych 13 mechanizmów powodujących lokalne lub powierzchniowe ubytki materiału. do celów niniejszego artykułu również mechanizmy korozyjnego pękania naprężeniowego (9 mechanizmów powodujących głównie pęknięcia powierzchniowe) połączono w grupę nr 3. lp. grupa mechanizmów degradacji 1 pocienienia (korozja ogólna i lokalna) 2 uszkodzenia elementów z wykładzinami 3 korozyjne pękanie naprężeniowe 4 zewnętrzne chlorkowe korozyjne pękanie naprężeniowe – stale austenityczne 5 korozja zewnętrzna – stale ferrytyczne / austenityczne 6 korozja pod izolacją – stale ferrytyczne / austenityczne 7 wysokotemperaturowy atak wodorowy 8 kruche pękanie 9 kruchość z powodu starzenia wysokotemperaturowego 10 kruchość w temperaturze 473°c 11 kruchość fazy sigma 12 uszkodzenia wynikające ze zmęczenia mechanicznego rurociągów tab ica i. zestawienie ważniejszych grup mechanizmów degradacji tab e i. summary of the most important groups of degradation mechanisms w zależności od mechanizmu degradacji wyróżnia się następujące rodzaje uszkodzeń (failure modes) urządzeń ciśnieniowych wykonanych z metali: – pocienienia (ogólne i miejscowe oraz pitting), – pęknięcia powierzchniowe, – pęknięcia podpowierzchniowe, – mikropęknięcia i mikropory, – zmiany metalurgiczne, – zmiany wymiarowe, – pęcherze, – zmiany właściwości materiałowych. skutki utraty integralności mechanicznej mogą być różne, w zależności od sposobu uszkodzenia, np. ograniczone przy małej perforacji powłoki lub katastrofalne przy rozerwaniu urządzenia ciśnieniowego. każdy mechanizm degradacji ma swoją specyfikę oddziaływania. ustalanie, z jakim mechanizmem degradacji możemy mieć do czynienia, jest prowadzone na podstawie analizy środowiska i warunków pracy urządzenia oraz ich oddziaływania na materiał konstrukcyjny. z punktu widzenia aktywności i intensywności mechanizmów degradacji tzw. parametrami znaczącymi urządzenia ciśnieniowego są m.in. cechy konstrukcyjne urządzenia ciśnieniowego, właściwości medium roboczego oraz parametry procesu mające istotny wpływ na aktywność mechanizmów degradacji. prowadząc analizę rbi, dokonuje się oceny aktywności poszczególnych mechanizmów degradacji na podstawie znanych kryteriów materiałowych i warto85przegląd spawalnictwa 12/2013 ści parametrów procesowych oraz obliczenia ich intensywności i podatności urządzenia na pojedyncze mechanizmy degradacji (t.j.: korozja powierzchniowa, zmęczenie, pękanie naprężeniowe) lub grupy tych mechanizmów. aktualne warunki pracy oraz cechy konstrukcyjne urządzenia decydują o aktywności mechanizmów degradacji. aktywność mechanizmów degradacji i podatność urządzenia oraz jego aktualny stan techniczny decydują o prawdopodobieństwie utraty integralności mechanicznej. to prawdopodobieństwo w powiązaniu rys. 1. parametry znaczące mające istotny wpływ na aktywność mechanizmów degradacji urządzeń ciśnieniowych ig. 1. significant parameters which affect the activity of degradation mechanisms of pressure equipment z możliwymi skutkami utraty integralności mechanicznej (uwolnienie energii, uwolnienie czynnika itp.) określają ryzyko przypisane do eksploatacji danego urządzenia. warunkami koniecznymi występowania mechanizmów pękania, oprócz środowiska korozyjnego sprzyjającego oddziaływaniu na materiał, są: podwyższona twardość materiału oraz koncentracja naprężeń wynikająca np. z braku lub niewłaściwej obróbki cieplnej po procesie spawania lub innym procesie, np. obróbki plastycznej materiału. w miejscach występowania tych czynników podatność na pękanie wzrasta wielokrotnie. na rysunku 2 przedstawiono porównanie wykresów podatności stali niskostopowej cr-mo na siarczkowe pękanie naprężeniowe (sulfide stress cracking – ssc) w zależności od zawartości h2s w wodzie (o odczynie ph = 8,5) zawartej w medium roboczym oraz od twardości materiału i faktu wykonania lub braku obróbki cieplnej (pwht). dodatkowym warunkiem rozwoju tego mechanizmu degradacji jest obecność nawet niewielkich ilości wody w medium roboczym w kontakcie z materiałem konstrukcyjnym. przeznaczenie urządzenia, czyli tzw. serwis, jest istotnym aspektem doboru standardów projektowych i powinno być ważnym kryterium doboru metod i zakresów ndt w kontroli jakości na etapie wytwarzania. ob r metod inspekcji zadaniem służb nadzoru eksploatacyjnego urządzeń jest takie określenie metod diagnostycznych, aby wszelkiego rodzaju uszkodzenia eksploatacyjne były wykrywane przed utratą integralności mechanicznej. optymalnym rozwiązaniem określania metod diagnostycznych jest oparte na wieloletniej praktyce api (american petroleum institute) przewidywanie aktywności mechanizmów degradacji oraz odpowiedni dobór rys. 2. porównanie podatności materiału z stali niskostopowej crmo na siarczkowe pękanie naprężeniowe w zależności od zawartości h2s w wodzie (o odczynie ph=8,5) zawartej w medium roboczym, przy różnych twardościach materiału: a) materiał poddany pwht; b) materiał bez pwht; (dane na podstawie [2]) ig. 2. comparison of the susceptibility of cr-mo low alloy steel on the sulfide stress cracking, depending on the h2s content of water (at ph=8.5) in the process medium at different hardness of the material: a) after pwht; b) without pwht; (data from [2]) b) a) metod inspekcyjnych (rodzaj, częstotliwość, miejsca i zakres badań, sposób przygotowania urządzenia), umożliwiający wykrycie rozwijającego się uszkodzenia, zanim doprowadzi ono do rozszczelnienia urządzenia. warunkiem poprawnego nadzorowania urządzeń ciśnieniowych jest precyzyjne określenie parametrów znaczących dla danego urządzenia ciśnieniowego oraz ich wartości granicznych, a także wymaganej częstotliwości badań, która jest istotna ze względu na dużą szybkość działania niektórych mechanizmów degradacji, zależną od stopnia przekroczenia limitu danego parametru, np. zawartości h2s lub zawartości wody w medium roboczym, zwiększonej twardości spoiny, itp. w przypadku wykrycia w urządzeniu objawów siarczkowej korozji naprężeniowej, zalecenia badań będą dotyczyły metod właściwych dla rodzaju uszkodzeń powodowanego przez ten mechanizm degradacji – w tym wypadku pęknięć. w tablicy ii przedstawiono w uproszczony sposób powiązanie rodzajów uszkodzeń materiału z kilkoma metodami badań nieniszczących, podając równocześnie ich efektywność (czułość) na dany rodzaj uszkodzeń. jako przykład doboru metod inspekcji może posłużyć omawiana wcześniej korozja ssc. jeśli materiał konstrukcyjny urządzenia ciśnieniowego ma podwyższoną twardość, np. 238 hb przy wartości akceptowalnej wynoszącej 241 hb (wg asme) oraz jeśli wystąpią dwa pozostałe czynniki, czyli medium z h2s 86 przegląd spawalnictwa 12/2013 i wodą oraz koncentracja naprężeń, to wysoce prawdopodobne jest występowanie pęknięć powierzchniowych w strefach wpływu ciepła lub w sąsiedztwie ewentualnych wtrąceń w spoinach materiału. w przypadku stwierdzenia możliwości występowania w urządzeniu tego rodzaju uszkodzeń badanie całej powierzchni urządzenia nie byłoby racjonalnym zaleceniem. znając konstrukcję urządzenia ciśnieniowego i warunki jego pracy, w zależności od możliwości dostępu do przewidywanych miejsc występowania uszkodzeń, należy zalecić wykonanie badań jedną z metod przedstawionych w tablicy ii w poz. 3÷7 w celu oceny stanu technicznego urządzenia. w przypadku wykrycia przewidywanych uszkodzeń, oprócz zaleceń dotyczących naprawy, celowe jest podjęcie innych działań, tj. monitorowanie czynników znaczących zidentyfikowanego mechanizmu degradacji (m.in. obecności i odczynu chemicznego wody w medium oraz stężenia h2s) oraz działań redukujących ryzyko rozwoju mechanizmu degradacji, np. fizycznych lub chemicznych metod eliminacji wody z medium roboczego w ten sam sposób należy postępować, analizując możliwe występowanie innych mechanizmów degradacji. na rysunku 3 przedstawiono przykładowy wymiennik płaszczowo-rurowy – widok zewnętrzny płaszcza i poniżej widok wkładu rurowego. zaznaczono też tab ica ii. uproszczone powiązanie rodzajów uszkodzeń materiału z metodami ndt [3] tab e ii. simplified relationship between failure modes of the material with ndt methods [3] lp. technika inspekcyjna pocienienia pęknięcia powierzchniowe pęknięcia podpowierzchniowe mikropęknięcia i mikropory zmiany metalurgiczne zmiany wymiarowe pęcherze 1 badania wizualne (vt) a-c b-c x x x a-c a-c 2 badania ut (fala prosta) a-c c-x c-x b-c x x a-b 3 badania ut (fala skośna) x a-b a-b b-c x x x 4 fluorescencyjne, magnetyczno-proszkowe (mt) x a-b c-x x x x x 5 badania penetracyjne (pt) x a-c x x x x x 6 emisja akustyczna (ae) x a-c a-c c-x x x c-x 7 prądy wirowe (eddy current) a-b a-b a-b c-x x x x 8 badania mfl (magnetic flux leakage) a-b x x x x x x 9 badania radiograficzne (rt) a-c c-x c-x x x a-b x 10 badania wymiarowe a-c x x x x a-b x 11 metalografia x b-c b-c b-c a-b x x a – bardzo efektywna; b – mało efektywna; c – ewentualnie/nie w każdym przypadku efektywna; x – niestosowana przykładowe miejsca występowania uszkodzeńspowodowanych mechanizmami degradacji, z których część jest możliwa do wykrycia w ramach badań wizualnych podczas rewizji wewnętrznej urządzenia, a część wymaga wykorzystania innych technik ndt. kryteria akceptacji n t w zastosowaniu do inspekcji prowadzonych na etapie eksploatacji urządzenia ciśnieniowego, mających na celu wykrycie i ocenę aktywności mechanizmów degradacji, standardowe kryteria akceptacji, np. wg en5817, mogą mieć ograniczone zastosowanie. w tym przypadku istotna jest obecność lub brak poszukiwanych wskazań oraz ich ocena wymiarowa. nawet w przypadku, gdy zostanie wykryta niezgodność produkcyjna, nie mieszcząca się w założonym w produkcji kryterium akceptacji, z którą urządzenie trafiło do eksploatacji w wyniku błędu w kontroli jakości,a nie jest ona czynnikiem sprzyjającym rozwojowi żadnego z przewidywanych mechanizmów degradacji, to nie jest ona wskazaniem dyskwalifikującym urządzenie z eksploatacji. oczywiście powinna być ona usunięta wówczas, gdy może stwarzać zagrożenie w dalszej eksploatacji, np. obniżać wytrzymałość powłoki ciśnieniowej. ważne jest natomiast, aby 87przegląd spawalnictwa 12/2013 rys. 3. przykładowy wymiennik płaszczowo-rurowy – widok zewnętrzny płaszcza i poniżej widok wkładu rurowego – prawdopodobne miejsca występowania uszkodzeń spowodowanych mechanizmami degradacji ig. 3. an example of a shell-tube heat exchanger – an external view of the mantle and view of a tube side. probable locations of damage caused by the degradation mechanisms wyeliminować nawet akceptowalne niezgodności spawalnicze, jeżeli w eksploatacji mogą stać się zalążkiem któregoś z mechanizmów degradacji. w eksploatacyjnej diagnostyce mechanizmów degradacji celem jest poszukiwanie wskazań świadczących o aktywności przewidywanych w danych warunkach mechanizmów degradacji oraz ocena tych wskazań. jeżeli wykryto wskazania metodami dobranymi do występujących mechanizmów degradacji, to niezależnie od rozmiarów niezgodności lub uszkodzenia należy je umieścić w raporcie, a następnie poddać ocenie pod względem założonej aktywności mechanizmów degradacji. w razie potrzeby należy rozszerzyć zakres badań, aby ocenić skalę oddziaływania mechanizmów degradacji. w przypadku mechanizmów wywołujących pęknięcia kryterium akceptacji badań jest brak wskazań, a w przypadku pocienień są to wskazania o grubości ścianki większej niż minimalna oraz o prędkości korozji mniejszej lub równej od założonej. w kontekście omawianych mechanizmów degradacji zwraca uwagę fakt, jak istotne jest określenie przez zamawiającego urządzenie ciśnieniowe warunków pracy danego urządzenia i, jeśli nie jest to rolą projektanta, także określenie indywidualnych kryteriów akceptacji na podstawie analizy potencjalnie aktywnych mechanizmów degradacji. przy określaniu kryteriów akceptacji na etapie wytwarzania urządzeń ciśnieniowych dla przemysłu należy bezwzględnie brać pod uwagę nie tylko wytrzymałość konstrukcji ze względu naobciążenie ciśnieniem, wiatrem, gruntem, itp., ale także możliwe do przewidzenia odchylenia od standardowego składu medium procesowego czy parametrów procesowych i położyć odpowiedni nacisk na proces wytwarzania a następnie na reżimy eksploatacji. pods mowanie omawiana metodologia rbi jest obszernym źródłem wskazówek do działalności inspekcyjnej, a jej najcenniejszym aspektem jest możliwość ilościowej oceny intensywności mechanizmów degradacji, prowadzonej na podstawie szczegółowej znajomości konstrukcji urządzeń ciśnieniowych i znajomości procesów fizykochemicznych zachodzących w tych urządzeniach. na podstawie standardów technicznych serii api 580 i api 581 możemy zastosować w urządzeniach ciśnieniowych zweryfikowane i uznane w praktyce metody kryterialnego typowania potencjalnie aktywnych mechanizmów degradacji, ustalania możliwych miejsc ich występowania oraz ilościowej oceny intensywności tych mechanizmów. odpowiednio opracowane standardy techniczne pozwalają na dobór precyzyjnych programów diagnostycznych, często przy ograniczeniu inwazyjności inspekcji, a więc konieczności zatrzymywania wyposażenia procesowego, do niezbędnego minimum. daje to korzyści w postaci lepszej dostępności wyposażenia technicznego użytkownika, a więc wzrostu konkurencyjności produkcji, rozwijając jednocześnie warsztat inspekcyjny udt. inspekcje oparte na analizie ryzyka mogą być nowym, innowacyjnym obszarem współpracy udt z przemysłem, który dzięki zastosowaniu rbi może się lepiej dopasować do potrzeb przemysłu, zachowując jednocześnie wysoki poziom bezpieczeństwa technicznego. wyniki wstępnych analiz i badań pokazują, że w przypadku niektórych urządzeń, przy zastosowaniu dodatkowych metod inspekcji w celu monitorowania ich stanu technicznego, jest możliwe wydłużenie terminów pomiędzy postojami urządzeń bez wzrostu ryzyka ich uszkodzenia. połączenie technik inspekcji oraz wymagań dotyczących monitorowania procesu technologicznego pod względem czynników znaczących dla aktywności spodziewanych mechanizmów degradacji prowadzi do racjonalnego i wysoce efektywnego doboru metod inspekcyjnych w wykonywaniu dozoru urządzeń ciśnieniowych. literat ra [1] api rp 571 – damage mechanisms affecting fixed equipment in the refining industry, second edition (april 2011. [2] api rp 581 – risk-based inspection technology, second edition (september 2008). [3] api rp 580 – risk-based inspection; base resource document, first edition (may 2000). 00 referaty ps 10 2017 www 61przegląd  spawalnictwa vol. 89 10/2017 laserowe wytwarzanie napoin  twardych, trudnościeralnych i antykorozyjnych laser creation of padding welds hard, abrasionand corrosion resistant dr inż. artur wypych – politechnika poznańska. autor korespondencyjny/corresponding author: artur.wypych@put.poznan.pl streszczenie w pracy przedstawiono możliwość wytwarzania napoin laserowych na stali typu hardox z zastosowaniem materiałów dodatkowych w postaci proszków o właściwościach antykorozyjnych, twardych i trudnościeralnych. napoiny poddano testom mechanicznym i korozyjnym, na podstawie których wytypowano warstwy wierzchnie o najlepszych właściwościach w przewidywanych naturalnych warunkach eksploatacyjnych. w czasie testów wzięto pod uwagę morfologię i skład chemiczny proszków, zastosowane parametry procesowe, geometrię napoin, mikrostrukturę napoin, środowisko pracy, skład fazowy napoin, rozkład pierwiastków w napoinie i swc, mikrotwardość napoin, odporność na ścieranie, erozję oraz odporność na korozję. słowa  kluczowe: laser; napawanie; dodatkowe materiały proszkowe abstract the work shows the ability to create laser padding welds of steel as hardox type with the use of additional materials in the form of powders on the properties of hard, abrasionand corrosion resistant. the padding welds were subjected to mechanical and corrosion tests, based on which the top layers with the best properties in the predicted natural operating conditions were selected. at the time of testing have been taken into account the morphology and chemical composition of powders, applied process parameters, geometry of padding welds, the microstructure, operating environment, the phase composition of padding welds, the dis tribution of elements in the padding weld and the haz, microhardness, resistance to erosion and corrosion resistance. keywords: laser; pad welding; filler powders przebieg eksperymentu i wyniki badań zapewnienie dobrej jakości napoin poprzedzono próbami doboru parametrów procesowych zapewniających oczekiwany rezultat w postaci napoin o relatywnie znacznej wysokości nadlewu i małej głębokości wtopienia i przez to małej zawartości składników podłoża w napoinach (rys. 2, 3 i 10, tabl. v, vi i xiii). podobne pomiary przeprowadzono w pracach [2÷4]. właściwości napoin artur wypych przeglad welding technology review tablica i. skład chemiczny stali hardox 500 [1] table i. chemical composition of the hardox 500 steel [1] stal pierwiastek, % wag. cev c si mn p s cr ni mo b hardox 500 0,290 0,700 1,600 0,025 0,010 1,000 0,500 0,0300 0,004 0,62 określono w teście przeprowadzonym w rzeczywistych warunkach eksploatacyjnych (rys. 4, tabl. vii), gdzie podobne pomiary jakości gleby wykonali autorzy prac [5,6]. we wszystkich wariantach parametrów procesowych oczekiwano powstałej swc o małym zasięgu, która nie stanowi zagrożenia w warunkach obciążenia eksploatacyjnego napoin. doi:.http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v89i10 .820 62 przegląd  spawalnictwa vol. 89 10/2017 rys. 1. widok drobin proszku; topografia drobin (se) i niejednorodność składu chemicznego w obrębie pojedynczych drobin (bse), kolejność próbek od lewej 1,2,3,4 fig. 1. view the powder particles; the topography of particles (se) and heterogeneity of the chemical composition within individual particles (bse), the order of samples from left 1,2,3,4 tablica ii. wybrane właściwości stali hardox 500 [1] table ii. selected properties of the hardox 500 steel [1] tablica iv. zakres wielkości większościowej ilości drobin proszków table iv. size range of majority amount of powder particles tablica iii. wynik mikroanalizy chemicznej materiałów powłokowych w postaci proszków table iii. result of chemical microanalysis of coating materials in the form of powders tablica v. podstawowe parametry procesowe zastosowane w eksperymencie table v. the basic process variations used in the experiment stal parametr hardox 500 hb rp0,2,  mpa rm, mpa a5, % kv-40, j 505 1300 1550 8 30 pierwiastek 1 2 3 4 %wag. atest %wag. atest %wag. atest %wag. atest ni 70,53 reszta 72,63 reszta – – – – mo – – – – 13,68 9,1 13,39 9,00 mn – – – – 0,91 0,38 0,90 0,36 cr 19,41 17,00 17,84 17,00 20,65 21,80 20,53 21,50 fe 4,02 4,00 3,84 4,00 – – – – si 6,04 4,00 5,69 4,00 0,51 0,39 0,44 0,40 o – – – – 3,88 0,07 – – w 17,89 – 21,32 – 16,23 – 23,12 – b 1,19 3,00 1,52 1,60 1,65 1,5 1,45 2 nb – – – – 5,53 3,52 5,87 3,62 nr proszku zakres wielkości drobin, µm 1 70÷130 2 50÷100 3 60÷90 4 50÷100 nr próbki materiał rodzimy palmka v, mm/s p, kw q,   j/mm2/ mm gaz, ar 99,99%, l/min mat.  dodat. bok a bok b transp. osł. g/min 1 s235jr/ hardox 500 24 3 8 10 17,36 10 22 156 2 s235jr/ hardox 500 24 6 5 10 13,89 10 22 156 3 s235jr/ hardox 500 24 6 5 8 11,11 10 22 156 4 s235jr/ hardox 500 24 3 6 10 23,15 10 22 156 63przegląd  spawalnictwa vol. 89 10/2017 rys. 2. schemat opisujący geometrię napoin fig. 2. diagram describing the geometry of padding welds rys.  3.  widok próbnych detali z wytworzoną napoiną laserową na stanowisku spawalniczym fig. 3. on welding stand specimen view with created laser padding weld rys. 4. widok składników złoża zawierającej część sypką w 77% wag., drobne kruszywo 15% wag., grube kruszywo w 8% wag. fig. 4. view of the components of the deposits containing part of the loose in 77%, fine aggregate in 15%, coarse aggregate in 8% tablica vi. wartość parametrów opisujących geometrię napoin table vi. parameters value that describe the geometry of padding welds tablica vii. wynik wielkości zużycia detali poprzez określenie ich długości po teście w jednakowych warunkach obciążenia table vii. the result of the consumption of parts by specifying their length after the test in the same load conditions tablica viii. wyniki pomiaru porowatości powłok i napoin table  viii. the results of porosity measurement of coatings and padding welds tablica ix. wyniki pomiaru grubości napoin i zasięgu swc table ix. the results of thickness measurement of padding welds and haz range parametr wysokość  nadlewu n,  mm szerokość lica  s, mm  głębokość  wtopienia w,  mm  wartość 0,5÷8 22 0,1÷1 stan detali długość, mm w stanie dostawy 330 po teście z napoiną laserową z wykorzystaniem materiału 1 297 dłuta po teście zabezpieczonego napoiną laserową z wykorzystaniem materiału 2 278 dłuta po teście bez napoiny zabezpieczającej 225 nr próbki porowatość, % 1 pojedyncze pory, brak mikroporowatości 2 pojedyncze pory, brak mikroporowatości 3 pojedyncze pory, brak mikroporowatości 4 pojedyncze pory, brak mikroporowatości nr próbki grubość, µm zasięg swc, µm 1 1200 1300 2 1500 1300 3 800 900 4 650 1250 64 przegląd  spawalnictwa vol. 89 10/2017 rys. 5. widok mikrostruktury wytworzonej warstwy i materiału rodzimego na powierzchni przekroju poprzecznego, głębokość największych porów wynosi 125 µm – od lewej próbka 2 i 3 fig. 5. view of the microstructure produced layer and base material on the surface of the cross section, the depth of the largest pore is 125 μm – from the left sample 2 and 3 rys. 6. dyfrakcyjne widmo rentgenowskie pochodzące od cr3si oraz crmn fig. 6. diffractive x-ray spectrum from cr3si and the crmn rys. 7. dyfrakcyjne widmo rentgenowskie pochodzące od cr23c6 oraz wc fig. 7. diffractive x-ray spectrum from cr23c6 and the wc countscounts countscounts position [°2theta] (copper (cu)) position [°2theta] (copper (cu)) position [°2theta] (copper (cu))position [°2theta] (copper (cu)) 65przegląd  spawalnictwa vol. 89 10/2017 rys. 8. widok powierzchni przed testem erozyjnym – z lewej i poddanej testowi – z prawej, próbka 3 fig. 8. view of the surface before the erosion test – left and put to the test – right, sample 3 rys. 9. wynik badania potencjostatycznego napoin – napoina 4 fig. 9. the result of the padding welds potentiostatic test – padding weld 4 rys. 10. widok przekroju poprzecznego przykładowej napoiny z zaznaczonymi punktami pomiaru zawartości pierwiastków w napoinie i materiale rodzimym fig.  10. cross section view of padding welds with the selected measurement points of the elements content in padding welds and base material tablica x. wyniki pomiaru twardości w wytworzonych warstwach wierzchnich table x. the results of hardness measurement in the manufactured surface layers tablica xi. wyniki pomiaru odporności warstw na zużycie ścierne table xi. the results of resistance measurement on abrasive wear of the layers tablica xii. różnica grubości warstw w wyniku próby odporności erozyjnej, t = 60 s, kąt strumienia 45° i 90° table xii. difference in layer thickness due to erosion resistance test, t = 60 s, stream angle 45° and 90 ° nr  próbki warstwa wierzchnia twardość hv0,3 1 lico-osnowa: 558, min: 518, max: 593; lico-węglik owalny: 2596, min: 2494, max: 2698; lico-węglik sferoidalny: 2797, min: 2682, max: 2864 2 lico-osnowa: 651, min: 621, max: 683; lico-węglik sferoidalny: 3191, min: 3169, max: 3222; połowa-osnowa: 798, min: 789, max: 821; grań-osnowa: 743, min: 711, max: 767; grań-węglik sferoidalny: 3071, min:3012, max: 3129 3 lico-osnowa: 456, min: 415, max: 486; lico-węglik: 3165, min: 3099, max: 3222 4 lico-osnowa: 651, min: 533, max: 899; lico-węglik: 3075, min: 2797, max: 3253 oznaczenie  próbki m0, g mk, g δm, g δv, mm3 1 805,33 805,26 0,07 8,29 2 768,96 768,92 0,04 4,74 3 771,52 771,37 0,15 17,80 4 846,36 846,14 0,22 26,01 stal 1032,87 1031,39 1,48 173,98 nr próbki 1 2 3 4 stal kąt strumienia ścierniwa, ˚ 45 różnica grubości warstwy, µm 70 60 100 80 370 kąt strumienia ścierniwa, ˚ 90 różnica grubości warstwy, µm 60 100 110 90 340 66 przegląd  spawalnictwa vol. 89 10/2017 literatura [1] ssab-oxelӧsund [2] materiały konferencyjne: high-power diode laser technology and applications xii, proceedings of spie – the international society for optical engineering, vol. 8965, 2014. [3] h. zhu, m. hao, j. zhang, w. ji, x. lin, j. zhang, y. ning: development and thermal management of 10 kw, direct diode laser source, optics and laser technology, vol. 76, pp. 101-105, 2016. [4] s. brookshier, j. washko, k. parker, f. gaebler, w juchmann: the use of novel, direct diode lasers for large area hard-facing and high deposition rate cladding to enhance surface wear and corrosion resistance, proceedings of spie – the international society for optical engineering, vol. 8239, article number 82390h, 2012. [5] a. zhao, s. xu, w. zeng, f. qu, x. ma: analysis of unstable farmland in arid and semi-arid regions and feasibility evaluation of its conversion, nongye gongcheng xuebao/transactions of the chinese society of agricultural engineering, vol. 32, issue 17, pp. 215-225, 2016. [6] v. cherlinka: models of soil fertility as means of estimating soil quality, geographia cassoviensis, vol. 10, issue 2, pp. 131-147, 2016. [7] d. janicki, j. górka, a. czupryński, w. kwaśny, m. zuk: diode laser cladding of co-based composite coatings reinforced by spherical wc particles, proceedings of spie – the international society for optical engineering, vol. 10159, article number 101590n, 2016. [8] p. farahmand, r. kovacevic: corrosion and wear behavior of laser cladded ni-wc coatings, surface and coatings technology, vol. 276, pp. 121-135, 2015. [9] r. awasthi, g. abraham, s. kumar, (...), d. srivastava, g.k. dey: corrosion characteristics of ni-based hardfacing alloy deposited on stainless steel substrate by laser cladding, metallurgical and materials transactions a: physical metallurgy and materials science, vol. 48, issue 6, pp. 2915-2926, 2017. [10] t.s. mintz, d.s. dunn: atmospheric chamber testing to evaluate chloride induced stress corrosion cracking of type 304, 304l, and 316l stainless steel, nace – international corrosion conference series 2009, 20 p, code 7705, corrosion 2009. podsumowanie i wnioski  w napoinach stwierdzono występowanie porów niezagrażających właściwościom ochronnym warstwy w obecności naprężeń mechanicznych i łagodnego obciążenia korozyjnego. możliwe jest wyeliminowanie porowatości poprzez zapewnienie większej czystości w zakresie doboru i przygotowania podłoża lub doboru i przygotowania proszku przed napawaniem poprzez jego dokładne wymieszanie i osuszenie (rys. 1 i 5, tabl. i – iv i viii). napoiny nr 1, 3, 4 charakteryzują się segregacją węglików w objętości warstwy, gdzie znacznie większa koncentracja węglików przy linii wtopienia wpłynie na przyspieszone zużycie warstwy ochronnej w pierwszym etapie eksploatacji, a dopiero w późniejszym etapie uzyskana zostanie właściwa zdolność ochronna warstwy (rys. 5). w przypadku napoiny 4 powstała swc ma zasięg dwukrotnie większy niż grubość napoin. podobna sytuacja, lecz o mniejszych wzajemnych proporcjach występuje w przypadku napoin 1, 3 (tabl. ix). skład fazowy napoin wynika bezpośrednio z rodzaju i zawartości poszczególnych pierwiastków, gdzie powstałe fazy są adekwatne do zastosowanych stopów. jednocześnie nie stwierdzono pików dyfrakcyjnych, które wskazywałyby na tworzenie się niekorzystnych faz czy związków (rys. 6 i 7). twardość w skali vickers’a wykazuje znaczne zróżnicowanie w warstwach w osnowie i w obszarze występowania węglików (tabl. x). największą odporność na obciążenia pod kątem 45 ° wykazuje próbka 1b oraz pod kątem 90° – próbka 1 (rys. 8, tabl. xii). w teście erozyjnym w żadnym przypadku nie stwierdzono degradacji napoin w postaci ich odpadania od podłoża na skutek niewystarczającej przyczepności, zwłaszcza w agresywnej konfiguracji pod kątem 45° do podłoża. podobne badania jakości warstw wierzchnich opisano w pracach 7 i 8. wszystkie warstwy wykazują dobrą jakość zgodnie z testem wg normy vdi (rys. 11). w próbie korozyjnej we mgle solnej wystąpiły ślady korozji w przypadkowych miejscach poza liniami wtopienia wzdłuż pokrywania się napoin układanych obok siebie (rys. 11). wyniki podobnych badań korozyjnych zamieszczono w pracy [10]. stopień pokrywania napoin w proc. szerokości ściegu może być niewielki z jednoczesnym zapewnieniem skutecznej ochrony rdzenia przed obciążeniem ściernym i korozyjnym (tabl. xi). wszystkie napoiny wykazały dobrą odporność na warunki eksploatacyjne. napoiny wykazują dobrą odporność na środowisko korozyjne w warunkach mgły solnej zarówno na powierzchniach, jak i strefie łączenia napoin wielościegowych – wzdłuż linii wtopienia. wytworzone wierzchnie warstwy ochronne charakteryzują się dobrą odpornością korozyjną określoną w teście potencjostatycznym (rys. 9), gdzie badania o podobnym profilu opisano w pracy [9]. najlepsze właściwości ochronne zapewnia napawanie zgodnie z parametrami dla napoiny 2 z zastosowaniem materiału proszkowego o zawartości 60% sferoidalnych węglików wolframu (wsc) i 40% osnowy zawierającej nikiel i związki niklu z borem. tablica xiii. wynik mikroanalizy chemicznej napoiny i materiału rodzimego table xiii. the result of the chemical microanalysis of padding weld and base material rys. 11. widok powierzchni napoiny po obciążeniu testowym zgodnie z vdi 3198 oraz teście korozyjnym – napoina 2 fig. 11. view of the surface after loading test in accordance with vdi 3198 and corrosive test –padding weld 2 pierwiastek punkt  1 punkt  2 punkt  3 punkt  4 punkt  5 punkt  6 zawartość %wag. ni 66,08 76,33 33,13 0,00 0,00 0,00 si 0,10 0,69 0,00 0,13 0,17 0,14 w 25,57 15,11 61,21 0,00 0,00 0,00 fe 7,05 6,20 5,12 95,69 99,83 99,86 b 1,19 1,68 0,55 4,18 0,00 0,00 ps 1 2018 01 oskrobek rogowski 36 przegląd  spawalnictwa vol. 90 1/2018 weryfikacja modeli konstrukcyjnych pozycjonerów  spawalniczych w oparciu o modelowanie   matematyczne mes   verification of construction models of welding positioners based on fem mathematical modeling dr inż. paweł cegielski; dr hab. inż. dariusz golański, prof. pw; dr inż. paweł kołodziejczak; prof. dr hab. inż. andrzej kolasa;  mgr inż. damian rochalski – politechnika warszawska, dr inż. tadeusz sarnowski – zap robotyka ostrów wlkp. autor korespondencyjny/corresponding author: pcegiels@wip.pw.edu.pl streszczenie wieloosiowy pozycjoner przeznaczony do zintegrowania z robotem przemysłowym powinien cechować się szerokim zakresem ruchów poszczególnych osi i możliwie jak największą przestrzenią roboczą, zdolnością do przenoszenia dużych momentów obciążających czy wysoką powtarzalnością pozycjonowania. przedstawione wymagania stają nierzadko w sprzeczności. opracowanie takiej konstrukcji wymaga szeregu kompromisów popartych analizami potrzeb, możliwości wytwórczych oraz akceptowalnej ceny urządzenia. w żadnym jednak wypadku dochodzenie do ostatecznego rozwiązania nie może być prowadzane wyłącznie w oparciu o intuicję konstruktora. jednym z uznanych sposobów weryfikacji modeli konstrukcyjnych jest zastosowanie analizy wytrzymałościowej metodą elementów skończonych (mes). w artykule przedstawiono efekty prowadzonych prac badawczo-rozwojowych związanych z budową i wdrożeniem w ppu „zap robotyka” w ostrowie wielkopolskim trzech nowych typów maszyn pozycjonujących. słowa  kluczowe: pozycjoner spawalniczy; manipulator; analiza metoda elementów skończonych (mes) abstract a multi-axis positioner designed for integration with an industrial robot should be characterized by a wide range of movements of individual axes and as much as possible working space, the ability to carry large loading moments or high repeatability of positioning. the presented requirements are often contradictory. the development of such a structure requires a number of compromises supported by needs analysis, production capabilities and an acceptable price of the device. however, in no case may the investigation of the final solution be carried out solely on the basis of the constructor’s intuition. one of the recognized methods of verification of structural models is the application of strength analysis using the finite element method (fem). the article presents the results of research and development works related to the construction and implementation of three new types of positioning machines in ppu “zap robotyka” in ostrów wielkopolski. keywords:  welding positioner; manipulator; finite element analysis (fem) wprowadzenie wieloosiowe pozycjonery manipulujące zamocowanymi obiektami, np. przeznaczonymi do spawania, stanowią jedną z najważniejszych grup maszyn integrowanych z robotami przemysłowymi [3÷6]. w takim przypadku powinny się cechować m.in. szerokim zakresem ruchów poszczególnych osi i możliwie jak największą przestrzenią roboczą (obszarem załadunkowym), zdolnością do przenoszenia możliwie jak największych momentów obciążających czy wysoką powtarzalnością pozycjonowania, najlepiej tego samego rzędu co współpracujących robotów. przedstawione wymagania stają nierzadko w sprzeczności, np. długie ramiona manipulacyjne zapewniając dużą przestrzeń roboczą ograniczą paweł cegielski, dariusz golański, paweł kołodziejczak, andrzej kolasa, damian rochalski, tadeusz sarnowski przeglad welding technology review zdolność załadunkową i mogą negatywnie wpłynąć na osiąganą powtarzalność pozycjonowania. opracowanie takiego pozycjonera wymaga szeregu kompromisów popartych analizami potrzeb technologicznych, możliwości wytwórczych (dostępność materiałów, napędów i przekładni) oraz akceptowalnej ceny urządzenia. dochodzenie do ostatecznego rozwiązania nie może być prowadzane wyłącznie w oparciu o doświadczenie i intuicję konstruktora. jednym z uznanych sposobów weryfikacji modeli konstrukcyjnych jest zastosowanie matematycznej analizy wytrzymałościowej metodą elementów skończonych (mes) [1÷4,7]. doi: http://dx.doi.org/10.26628/ps.v90i1.850 37przegląd  spawalnictwa vol. 90 1/2018 rys. 2. przykładowy model konstrukcyjny cad trzyosiowego pozycjonera typu „h” o nośności 1000 kg fig. 2. an example of cad design model of a three-axis “h-type” positioner with a load capacity of 1000 kg rys. 3. przykładowy model konstrukcyjny cad toru jezdnego podwieszanego o długości 5 m i nośności 500 kg fig. 3. an example of cad construction model of a suspended track with a length of 5 m and a load capacity of 500 kg w ramach prowadzonych prac badawczo-rozwojowych opracowano modele konstrukcyjne cad trzech nowych typów maszyn – dwóch typoszeregów wieloosiowych pozycjonerów, o konstrukcji typu „l” i „h”, oraz systemu torów jezdnych, zapewniających robotom niezbędną w takich przypadkach lokomocję (rys. 1÷3) [5,11]. przy projektowaniu poszczególnych modeli konstrukcyjnych cad korzystano z wyników wstępnego studium zależności materiałowych i konstrukcyjnych, przeprowadzonego metodą elementów skończonych mes dla wytypowanych belek konstrukcyjnych [5]. kolejny etap prac projektowych i badawczych dotyczyło statecznej weryfikacji gotowych modeli konstrukcyjnych w oparciu o analizę wytrzymałościową metodą elementów skończonych i obejmował następujące zagadnienia [9]: 1. opracowanie modeli bazowych do modelowania mes poszczególnych pozycjonerów i torów jezdnych, w tym: a. ustalenie rodzaju i gęstości siatki mes, b. wytypowanie sposobu przygotowania modeli konstrukcyjnych cad, w tym usunięcie elementów rysunkowych, części lub podzespołów nieistotnych, utrudniających modelowanie, c. ewentualne wyodrębnienie reprezentatywnej części konstrukcji do modelowania. 2. ustalenie rodzaju, charakteru i zakresu obciążeń statycznych i dynamicznych, działających na modelowane zespoły. 3. obliczenia i wizualizacje powstających ugięć, sił wzdłużnych, poprzecznych i momentów zginających badanych modeli konstrukcyjnych. 4. przekazanie wniosków z modelowania mes do weryfikacji modeli konstrukcyjnych cad poszczególnych pozycjonerów i torów jezdnych. badania obliczeniowe metodą elementów skończonych prowadzone były z wykorzystaniem specjalistycznego programu matematycznego lusas fea [8]. w artykule przedstawiono wybrane wyniki badań pozycjonera typu „l”, charakteryzującego się największą złożonością kinematyczną, a zatem stanowiącego największe wyzwanie od strony obliczeniowej i konstrukcyjnej. rys.  1.  przykładowe modele konstrukcyjne cad pozycjonerów typu „l”: a) jednostanowiskowy dwuosiowy o nośności 250 kg, b) dwustanowiskowy pięcioosiowy o nośności 500 kg fig. 1. examples of cad construction models of “ l-type” positioners: a) single-station biaxial with 250 kg capacity, b) two-station five-axes with 500 kg capacity a) b) 38 przegląd  spawalnictwa vol. 90 1/2018 rys. 4. pozycjoner podstawowy typu l: a) widok geometrii modelu, b) model z naniesioną siatką elementów (3d) skończonych do analizy wytrzymałościowej za pomocą mes fig. 4. l-type basic positioner: a) model geometry view, b) model with a grid of finite elements (3d) for strength analysis using mes tablica i. wpływ liczby elementów skończonych na wielkość maksymalnego ugięcia pionowego oraz naprężenia zredukowanego w modelu pozycjonera typu l table  i. influence of the number of finite elements on the size of the maximum vertical deflection and effective stress in the l-type positioner model opracowanie modeli bazowych  do modelowania mes modelem bazowym był pozycjoner jednostanowiskowy typu l przedstawiony na rysunku 4. założono, że pozycjoner zaprojektowany będzie dla dwóch obciążeń (nośności) 250 kg oraz 500 kg. z uwagi na dość dużą złożoność geometryczną modelu pozycjonera przeprowadzono wstępne modelowanie mające na celu określenie odpowiedniej liczby elementów skończonych, które tworzyć będą przestrzenną siatkę elementów skończonych niezbędną do przeprowadzenia obliczeń. w tym celu zbudowano szereg identycznych modeli pozycjonera typu l obciążonego masą 250 kg, w których stopniowo zagęszczano siatkę zwiększając całkowitą liczbę elementów skończonych od ok. 28000 aż do prawie 800000. dla każdego wariantu wykonano obliczenia pod zadanym obciążeniem, dla których zanotowano maksymalne wartości ugięcia (przemieszczenia) pionowego belki poprzecznej w miejscu obciążenia oraz maksymalne wartości naprężenia zredukowanego w konstrukcji pozycjonera. zestawienie tak wyznaczonych wartości zaprezentowano w tablicy i. widać, że wzrost liczby elementów skończonych modelu powyżej 100000 prowadzi już do bardzo niewielkiego wzrostu ugięcia pionowego końca belki poprzecznej. z kolei naprężenie zredukowane stabilizuje się dla ok. 100000÷200000 elementów, po czym dalej wzrasta ze wzrostem liczby elementów. w przypadku modelowania mes często występuje zbieżność jednego parametru (w tym przypadku przemieszczenia), oraz rozbieżność drugiego parametru (naprężenia). jest to zazwyczaj spowodowane osobliwościami, które często pojawiają się w modelach mes. w celu zachowania kompromisu między liczbą elementów skończonych a wyznaczonymi wartościami przyjęto do dalszych obliczeń i analiz model ze 128979 elementami skończonymi, dla którego wartość ugięcia pionowego nie różni się już znacząco od wartości dla modeli z coraz większą liczbą elementów skończonych. wyniki obliczeń dla pozycjonera  jednostanowiskowego typu l  przy obciążeniu masą 250 i 500 kg dla przyjętej geometrii konstrukcji pozycjonera przestrzennego oraz dobranym zagęszczeniu siatki elementów skończonych przeprowadzono obliczenia numeryczne uzyskując informacje o miejscach spiętrzenia naprężeń oraz największego ugięcia konstrukcji pod obciążeniem. na rysunku 5 przedstawiono wizualizację ugięcia pionowego pozycjonerów l dla przyjętych obciążeń. widoczny jest ponad dwukrotny wzrost ugięcia końca pionowej belki poprzecznej z 1,16 mm dla obciążenia 250 kg do 3,24 mm dla obciążenia 500 kg. widać także, że kształt belki poprzecznej ilość elementów skończonych przemieszczenie pionowe [mm] naprężenie zredukowane [mpa] 28313 0,944 20,46 37169 1,023 23,147 53020 1,086 22,146 90299 1,14 29,791 128979 1,17 31,349 206612 1,19 31,168 441438 1,22 41,151 799226 1,23 44,83 a) b) 39przegląd  spawalnictwa vol. 90 1/2018 oraz połączonej z nią belki pionowej praktycznie nie uległ odkształceniu a jedynie doznał obrotu o pewien kąt względem miejsca połączenia belki pionowej z korpusem pozycjonera, co świadczy o tym, że jest to obszar decydujący o wielkości ugięcia pionowego belki poprzecznej pozycjonera. na rysunku 6 pokazano rozkład naprężenia zredukowanego w modelu pozycjonera typu l (250 kg). wartości maksymalne naprężeń koncentrują się w obszarze połączenia belki pionowej z korpusem i osiągają wartości ok. 31 mpa dla modelu z obciążeniem 250 kg oraz 109 mpa dla modelu z obciążeniem 500 kg. jest to miejsce, które wydaje się kluczowe z punktu widzenia ugięcia pionowego belki poziomej pozycjonera, ponieważ tam właśnie dochodzi do obrotu pionowej belki względem osi poziomej tulei łączącej korpus z belką pionową. rys. 5. wizualizacja ugięcia pionowego pozycjonera typu l: a) pod obciążeniem 250 kg, b) pod obciążeniem 500 kg fig. 5. visualization of the vertical deflection of the l-type positioner: a) under a load of 250 kg, b) under a load of 500 kg rys. 6.  rozkład naprężeń zredukowanych w modelu pozycjonera typu-l (250 kg) obliczony za pomocą mes fig. 6. distribution of effective stresses in the l-type positioner (250 kg) calculated using fem rys.  7.  widok ogólny i główne podzespoły modelu pozycjonera typu „l” (250 kg) fig. 7. general view and main parts of the l-type positioner (250 kg) ustalenie obciążeń statycznych  i dynamicznych pozycjonery typu „l” manipulują obiektami za pośrednictwem dwóch osi głównych – obrotowego stołu i ramienia w kształcie litery „l” (rys. 1), na którym stół jest zamocowany. pochodną manipulacji za pośrednictwem długiego, obrotowego ramienia „l” jest wysoka funkcjonalność – najlepsze usytuowanie manipulowanego obiektu w stosunku do zasięgu robota i w pełni użyteczny, pełny zakres pochylenia obiektu aż do pozycji całkowicie obróconej [9]. dodatkowo pojawia się możliwość naturalnego wyważenia manipulowanego obiektu poprzez zbliżenie jego środka ciężkości do osi obrotu ramienia „l”, wspomagane zmienną przeciwwagą (rys. 7). w celu uzyskania wysokich walorów użytkowych przyjęto dwa rozmiary przestrzeni roboczej w formie sześcianu, nieruchomo usytuowanego przed korpusem pozycjonera i postawionego na powierzchni stołu roboczego znajdującego się w dolnym, najniższym położeniu, wewnątrz którego może znaleźć się manipulowany obiekt: 1,5 x 1,5 x 1,5 m (dla nośności 250 kg) i 2,0 x 2,0 x 2,0 m (dla 500 kg). wymusiło to znaczne rozmiary wysuniętych belek zakończonych stołem roboczym, poddawanych silnym naprężeniom i potencjalnym odkształceniom (rys. 8). w projekcie założono, że nośność (udźwig) nominalna dostępna będzie w punkcie znajdującym się na środku powierzchni montażowej stołu roboczego pozycjonera lub platformy jezdnej robota i będzie maleć w miarę odsuwania się a) b) przeciwwaga (zmienna) ramię pionowe korpus podstawa montażowa otwór rewizyjno-montażowy oś obrotu ramienia „l” ramię poziome ze stołem roboczym 40 przegląd  spawalnictwa vol. 90 1/2018 rys. 8. główne wymiary modelu pozycjonera typu „l” (250 kg) fig. 8. main dimensions of the l-type positioner (250 kg) rys. 9. analizowane ustawienia osi obrotu ramienia „l” fig. 9. analyzed settings of the axis of rotation of the “l” arm środka ciężkości obciążenia. z uwagi na bardzo małe prędkości manipulacji (nieprzekraczające pojedynczych obrotów na minutę), analizy dotyczyły obciążeń statycznych przykładanych na powierzchni stołu. inaczej w przypadku opracowanych modeli konstrukcyjnych torów jezdnych, wysokie prędkości ruchów robota wymuszają analizę dynamiczną. specyficzna konstrukcja tego typu pozycjonera sprawia, że obciążenie ramion i napędów będzie się znacząco różniło w zależności od chwilowego położenia osi obrotu ramienia „l”. należało zatem wyodrębnić i poddać analizie ustawienia reprezentujące najtrudniejsze warunki pracy – w pozycji podstawowej (a na rys. 9), bocznej (b na rys. 9) i odwróconej (c na rys. 9). jednocześnie, dla zweryfikowanego modelu możliwe będzie odsunięcie miejsca przyłożenia obciążenia od powierz chni stołu i od osi jego obrotu, symulujące zróżnicowane położenie środka ciężkości rzeczywistego obiektu, i sprawdzenie charakterystyki obciążeniowej pozycjonera. na rysunku 10 przedstawiono wyniki rozkładu naprężeń zredukowanych oraz ugięcia pionowego w pozycjonerze l obciążonym masą 500 kg w ustawieniu ramienia poziomego odwróconego o 180° w stosunku do modelu podstawowego. wyniki obliczeń pokazują, że model pozycjonera l z ramieniem obróconym o 180° nie wykazuje specjalnych różnic zarówno w rozkładzie naprężeń zredukowanych (wielkość maksymalna naprężenia wyniosła 108,4 mpa), jak i w przypadku przemieszczeń (maksymalne ugięcie pionowe wyniosło 3,26 mm) w stosunku do modelu podstawowego interesujące informacje dostarczają wyniki obliczeń dla modelu pozycjonera z ramieniem ustawionym w pozycji obróconej o 90° (rys. 11). w tym przypadku widać, że dłuższe poziome ramię podlega skręcaniu, a naprężenie zredukowane wzrasta do 138,7 mpa. maksymalne przemieszczenie pionowe dy dla konfiguracji „90°” (2,90 mm) jest mniejsze niż dla konfiguracji podstawowej „0°” (3,25 mm), choć wydaje się, że kon figuracja „90°” powinna być najmniej korzystna pod tym względem. wynika to jednak z połączenia konstrukcji „l” z korpusem, czyli miejscem, od którego w największym stopniu zależy wartość maksymalna przemieszczenia pionowego. w zadanej konfiguracji w tym miejscu połączenia wy stępują różnice spowodowane usztywnieniem przez płytę, która się tam znajduje. jej geometria/rozmiar może mieć naprężenie zredukowane [mpa] przemieszczenie pionowe [mm] wersja podstawowa kąt obrotu ramienia l 0° 109,1 3,246 180° 108,4 3,261 90° 138,7 2,902 wersja ze zwiększoną płytą kąt obrotu ramienia l 0° 98,3 3,054 180° 98,3 3,076 90° 122,6 2,868 wersja bez otworu technologicznego kąt obrotu ramienia l 0° 110,1 3,173 180° 112,2 3,198 90° 117,3 2,584 naprężenie zredukowane [mpa] p rzemieszczenie pionowe [mm] wersja podstawowa 90° siła na pozycjonerze 138,7 2,902 siła oddalona o 500 mm 105,2 3,113 wersja ze zwiększoną płytą 90° siła na pozycjonerze 122,6 2,868 siła oddalona o 500 mm 100,1 3,07 wersja bez otworu technologicznego 90° siła na pozycjonerze 117,3 2,584 siła oddalona o 500 mm 107,1 2,71 tablica ii. wpływ liczby elementów skończonych na wielkość maksymalnego ugięcia pionowego oraz naprężenia zredukowanego w modelu pozycjonera typu l table ii. influence of the number of finite elements on the size of the maximum vertical deflection and effective stress in the l-type positioner model oś obrotu ramienia „l” stół roboczy 41przegląd  spawalnictwa vol. 90 1/2018 rys.  12.  pozycjoner typu l (500 kg) w pozycji obróconej o 90° z przesuniętym o 500 mm środkiem działania obciążenia: a) rozkład naprężeń zredukowanych, b) rozkład przemieszczenia (ugięcia) pionowego fig. 12. l-type positioner (500 kg) in the position rotated by 90° with the center of load action offset by 500 mm: a) distribution of the effective stresses, b) vertical displacement distribution (deflections) rys.  11.  pozycjoner typu l (500 kg) w pozycji obróconej o 90°: a) rozkład naprężeń zredukowanych, b) rozkład przemieszczenia (ugięcia) pionowego fig. 11. l-type positioner (500 kg) in the position rotated by 90°: a) distribution of effective stresses, b) vertical displacement distribution (deflection) rys.  10.  pozycjoner typu l (500 kg) w pozycji odwróconej (180°): a) rozkład naprężeń zredukowanych, b) rozkład przemieszczenia (ugięcia) pionowego fig.  10. l-type positioner (500 kg) in the inverted position (180°): a) effective stress distribution, b) vertical displacement distribution (deflection) wpływ na wielkość maksymalnego ugięcia pionowego tarczy pozycjonera, choć jak wykazały obliczenia nie są to wartości znaczące. w analizie konstrukcji pozycjonera l istotne znaczenie ma także ustalenie środka ciężkości narzędzia/konstrukcji, która będzie zamocowana na tarczy obrotnika. będzie to miało wpływ na wielkość momentu skręcającego krótszego ramienia pozycjonera. układ optymalny będzie miał miejsce wtedy, gdy środek przyłożenia siły wystąpi w płaszczyźnie obrotnika. w rzeczywistości zawsze będzie on ulegał pewnemu przesunięciu w zależności od zamocowanego elementu. taki przypadek został zaprezentowany na rysunku 12, w którym zasymulowano obciążenie (500 kg) przesunięte względem powierzchni tarczy obrotnika o 500 mm. w takim układzie maksymalne ugięcie pionowe wzrosło z 2,90 mm do 3,11 mm przy niewielkim spadku naprężeń zredukowanych ze 138,7 do 105,2 mpa. oprócz zwiększenia płyty, będącej w miejscu połączenia konstrukcji „l” z korpusem, dalsze nieznaczne obniżenie wielkości pionowego ugięcia ramienia pozycjonera z tarczą można uzyskać poprzez usunięcie prostokątnego otworu technologicznego, który znajduje się w drugim ramieniu łączącym całe ramię l z korpusem pozycjonera. dla takiego przypadku ustawienia pozycjonera przy obciążeniu 500 kg przesuniętym o 500 mm w stosunku do płaszczyzny tarczy obrotnika uzyskano obniżenie maksymalnego ugięcia z 3,11 mm do 2,71 mm (tabl. ii). w tablicy ii zebrano wyniki obliczeń numerycznych naprężeń zredukowanych oraz przemieszczeń dla pozycjonera typu l w trzech różnych położeniach ramienia z tarczą obrotnika (0, 90, 180°) oraz dla trzech wariantów konstrukcyjnych pozycjonera: dla wersji podstawowej, ze zmienioną wielkością płyty (powiększoną w stosunku do wyjściowej) w obszarze połączenia pozycjonera z korpusem oraz w wariancie bez prostokątnego otworu technologicznego w dłuższym ramieniu pozycjonera. zamieszczono także wyniki dla pozycjonera w pozycji obróconej o 90° uwzględniające przesunięty o 500 mm środek działania obciążenia. a) b) a) b) a) b) 42 przegląd  spawalnictwa vol. 90 1/2018 podsumowanie  konstrukcja pozycjonera przeznaczonego do zintegrowanej współpracy z robotem przemysłowym, cechującym się szerokim zakresem ruchów, dużą nośnością oraz przestrzenią roboczą jest zadaniem trudnym. wynika to głównie z przyjętych założeń dotyczących podobnej powtarzalności pozycjonowania robota jak i pozycjonera. wykonane obliczenia metodą mes pokazały, że dla pozycjonera typu „l” o nośności 500 kg możemy spodziewać się przemieszczeń w granicy 3 mm. modyfikacja konstrukcji mająca na celu zwiększenia sztywności daje tylko nieznaczne efekty w postaci niewielkiego zmniejszenia ugięcia. niemożliwe staje się zatem zminimalizowanie wielkości przemieszczeń do oczekiwanego poziomu znacznie poniżej 1 mm. niemniej jednak przedstawione wyniki analiz za pomocą mes pokazują, że zaprezentowana konstrukcja pozycjonera może nosić cechy optymalnej. odkształcenia ramienia w kształcie litery „l” są niewielkie, a wyznaczone przemieszczenia wynikają głównie z odkształcenia płyty łączącej ramię pozycjonera z korpusem. istotne jest, aby po obciążeniu pozycjonera zadaną masą za każdym razem element ten był zorientowany tak samo w przestrzeni, przez co ugięcie ramienia nie będzie mieć istotnego wpływu na pozycję, przy założeniu, że masa elementu nie zmieni się. mając to na uwadze podczas opracowywania procesów spawania wykorzystujących pozycjoner zintegrowany z robotem, należy mieć świadomość problemów wynikających ze znacznego przemieszczenia ramienia pozycjonera w przypadku dużego obciążenia. przedstawiona w pracy analiza mes zachowania się pozycjonerów spawalniczych typu-l pod zadanym obciążeniem wskazuje na szereg uwarunkowań przy projektowaniu ich konstrukcji, których efektem będzie określony rozkład naprężeń i odkształceń w konstrukcji czy też wielkość ugięcia poszczególnych zespołów pozycjonera w aspekcie jego pracy na stanowisku zrobotyzowanym. praca zrealizowana została w ramach projektu nr poir.01.01.01-00-0271/16, 2014-2020 ncbir literatura [1] golański d., cegielski p., kolasa a.: analiza numeryczna odkształceń w elementach konstrukcyjnych podwieszonego toru jezdnego, zeszyty naukowe pw, seria mechanika pt.: spajanie materiałów we współczesnej technice, z. 230, 2010, s. 61-69. [2] cegielski p., golański d. i inni: modelowanie i wdrożenie wysięgników do lokomocji robotów przemysłowych, przegląd spawalnictwa 1/2015, s. 6-13. [3] cegielski p., golański d. i inni: nowe konstrukcje i metody projektowania zewnętrznych osi do lokomocji robotów przemysłowych, par 7-8/2013, s. 90-95. [4] cegielski p., golański d., kolasa a., sarnowski t.: nowe konstrukcje i metody projektowania zewnętrznych osi robotów przemysłowych. problemy robotyki. t.1, prace naukowe, elektronika, z.175. ow pw, warszawa 2010, s. 263-274. [5] cegielski p., golański d., kołodziejczak p. kolasa a., sarnowski t.: studium rozwiązań konstrukcyjnych nowej generacji zewnętrznych osi robotów przemysłowych, przegląd spawalnictwa 11, 2017, s. 84-92. [6] cegielski p., kolasa a., sarnowski t.: nowe konstrukcje pozycjonerów jako zewnętrznych osi robotów przemysłowych, przegląd spawalnictwa 1, 2016. [7] golański d., cegielski p., giżyński p., kolasa a.: modelowanie numeryczne ugięcia podstawy robotów przemysłowych, przegląd spawalnictwa 6, 2014, s. 34-41. [8] lusas modeller user manual v.14.0. fea ltd. uk. [9] wniosek o dofinansowanie projektu: opracowanie i przygotowanie do wdrożenia zestawu innowacyjnych, zewnętrznych osi robotów przemysłowych wspomagających obsługę obiektów średnio-gabarytowych, program operacyjny inteligentny rozwój 2014-2020. poir.01.01.01-000271/16 z dnia 2016-07-28. numer naboru: 1/1.1.1/2016. dla zadanych warunków pracy projektowanych pozycjonerów kryteriami podlegającymi ocenie było: 1. osiągnięcie poziomu sił i momentów gnących, wywołującego naprężenia rozciągające lub ściskające w belkach nieprzekraczające granicy plastyczności materiału konstrukcyjnego, obliczonych w obszarze zamocowania do podłoża typoszeregu pozycjonerów „l” i „h” oraz słupów systemu modułowego torów jezdnych. 2. osiągnięcie poziomu odkształceń sprężystych wywołujących ugięcia (deformacje) nieprzekraczające 0,05 mm obliczonych w obszarze stołów roboczych dla typoszeregu pozycjonerów „l” i „h” oraz dla belki jezdnej toru systemu modułowego torów jezdnych. o ile warunek pierwszy można uznać za spełniony dla analizowanych pozycjonerów typu l, w których największe naprężenia zredukowane nie osiągały wartości połowy granicy plastyczności materiału to spełnienie kryterium ograniczenia wielkości ugięcia w miejscu mocowania w obszarze stołu wydaje się trudne do zapewnienia dla przyjętych rozwiązań i wielkości elementów konstrukcyjnych, z których zbudowany jest pozycjoner. kluczowym miejscem wydaje się być obszar połączenia ramienia l pozycjonera z jego korpusem. analiza wykazała, że praktycznie głównie w tym miejscu dochodzi do ugięcia ramienia pozycjonera, które prowadzi do obrotu całego układu ramion typu l o pewien kąt. potwierdzają to liniowe zmiany ugięcia pionowego wyznaczone wzdłuż całej długości końcowego ramienia pozycjonera l. 201412_pspaw.pdf 4 przegląd spawalnictwa vol. 86 12/2014 badania mikrostruktury i mikrosegregacji składu chemicznego warstw ze stopu inconel 625 napawanych techniką cmt na podłoże ze stali 16mo3 the investigations of microstructure and microsegregation of an inconel 625 weld overlay produced on 16mo3 steel by cmt technique magdalena rozmus-górnikowska dr inż. magdalena rozmus-górnikowska – akademia górniczo-hutnicza. autor korespondencyjny/corresponding author: rozmus@agh.edu.pl streszczenie celem pracy była ocena mikrostruktury i składu chemicznego napoin ze stopu inconel 625 napawanych metodą cmt na podłoże ze stali 16mo3 oraz segregacji dendrytycznej (mikrosegregacji) pierwiastków stopowych następującej podczas krzepnięcia napoiny. badania prowadzono za pomocą mikroskopu świetlnego axio imager mat. m1m firmy carl zeiss oraz skaningowych mikroskopów elektronowych: mikroskopu nanosem 450 firmy fei wyposażonego w detektor eds firmy edax oraz mikroskopu hitachi s-3500n wyposażonego w detektor eds firmy noran. wykazano, że w wyniku mikrosegregacji zachodzącej w trakcie krzepnięcia napoin rdzenie dendrytów bogatsze są w ni, fe i cr, natomiast obszary międzydendrytyczne w mo i nb. podczas krzepnięcia najsilniej segreguje niob, w mniejszym stopniu molibden, natomiast najmniej segreguje chrom. pomimo, że inconel 625 jest stopem umacnianym roztworowo to w przestrzeniach międzydendrytycznych napoin tworzą się fazy bogate w nb i mo. słowa kluczowe: mikrosegregacja, mikrostruktura, skład chemiczny, napoina, inconel 625, napawanie łukowe, cold metal transfer cmt abstract the aim of this work was to investigate the microstructure and chemical composition of inconel 625 coatings on a 16mo3 steel overlaid by the cmt method as well as microsegregation of alloying elements during solidification of weld overlay. the investigations were carried out with an axio imager mat. m1m light microscope (lm) manufactured by the carl zeiss company and with a fei nanosem 450 and hitachi s-3500n scanning electron microscopies (sem). the investigation showed that microsegregation occurring during the weld overlay solidification makes the dendrite cores to be richer in ni, fe and cr while the interdendritic areas in mo and nb. niobium shows the strongest tendency to segregation during solidification; molybdenum tends to segregate less and chromium has the lowest tendency to segregation. although inconel 625 is a solid solution strengthened alloy, nb and mo-rich phases are formed in the between dendrite arms of weld overlays. keywords: microsegregation, microstructure, chemical composition, weld overlay, inconel 625, arc welding, cmt 5przegląd spawalnictwa vol. 86  12/2014 wstęp spalanie odpadów w kotłach powoduje, że spaliny zawierają bardzo agresywne chlorki i fluorki, których szkodliwe oddziaływania wymagają odpowiednich zabezpieczeń przed korozją i erozją takich elementów kotłów, jak rury wymienników i komory spalania. zwiększenie trwałości eksploatacyjnej elementów kotłów najbardziej narażonych na korozję, uzyskuje się obecnie poprzez napawanie powłok ze stopów niklu. do napawania najczęściej stosowany jest inconel 625. stop ten posiada bardzo dobrą odporność na pełzanie w wysokiej temperaturze oraz odporność na korozję w agresywnych środowiskach [1,2]. jednym z głównych kryteriów, jakie powinna spełniać powłoka napawana ze stopów na osnowie niklu, jest mała zawartość w niej żelaza (zawartość fe w strefie zewnętrznej napoiny nie powinna przekraczać 5% mas.) oraz grubość powłoki, która powinna wynosić maksymalnie 2,5 mm. w celu ograniczenia zawartości fe w napoinie zwykle do napawania stosuje się inconel zawierający poniżej 0,5% fe. zwiększona zawartość fe w powłoce wynika z przetopienia i rozpuszczania materiału podłoża w materiale nanoszonym. ze zwiększeniem zawartości fe oraz niejednorodności napoiny maleje jej odporność na korozję [3,4]. napoiny charakteryzują się niejednorodnością składu chemicznego spowodowaną procesem krzepnięcia, a objawiającą się segregacją dendrytyczną (mikrosegregacją). silna mikrosegregacja głównie takich pierwiastków jak nb i mo, prowadzi do tworzenia się faz wtórnych, a w konsekwencji powoduje obniżenie odporności na korozję napawanego stopu [5÷7]. do nanoszenia powłok stosuje się spawalnicze metody napawania: gazowego (płomieniowego), łukowego, wiązką światła lasera lub elektronów. nową metodą napawania, która wprowadza znacznie mniejszą ilość ciepła do materiału w porównaniu do tradycyjnych metod łukowych, jest napawanie z impulsowym podawaniem drutu tzw. proces cmt (cold metal transfer) [8,9]. celem pracy była ocena mikrostruktury i składu chemicznego powłok napawanych metodą cmt na podłoże ze stali 16mo3, jak również ocena segregacji pierwiastków stopowych następującej podczas krzepnięcia napoiny. materiał i metodyka badań badania prowadzono na odcinkach rur kotłowych napawanych inconelem 625. rury kotłowe ze stali 16mo3 napawano metodą cmt. do napawania użyto stopu o zawartości 0,3% fe. średnia grubość napawanej powłoki wynosiła 2,3 mm. do badań mikrostruktury, składu chemicznego i mikrosegregacji dendrytycznej przygotowano zgłady metalograficzne z odcinków napawanych rur. zgłady wykonano z przekroju równoległego do osi rury i prostopadłego do jej powierzchni. trawienie prowadzono dwustopniowo. najpierw podłoże wytrawiono chemicznie w odczynniku kwasu azotowego (nital), a następnie powłoki trawiono elektrolitycznie w temperaturze otoczenia w 10% roztworze cro3 stosując napięcie 2 v i czas trawienia 15 s. badania mikrostruktury prowadzono za pomocą mikroskopu świetlnego axio imager mat. m1m firmy carl zeiss oraz mikroskopu skaningowego hitachi s-3500n. badania składu chemicznego (określenie zmian zawartości ni, fe, cr, mo i nb w kierunku prostopadłym do powierzchni badanych powłok) jak również segregacji dendrytycznej (mikrosegregacji) prowadzono za pomocą skaningowych mikroskopów elektronowych: mikroskopu nanosem 450 firmy fei wyposażonego w detektor eds firmy edax oraz mikroskopu hitachi s-3500n wyposażonego w detektor eds firmy noran. na zgładach metalograficznych przeprowadzono jakościową i ilościową analizę składu chemicznego za pomocą spektroskopii promieniowania rentgenowskiego z dyspersją energii (eds). zmiany zawartości ni, fe, cr, mo i nb w kierunku prostopadłym do powierzchni napawanych powłok określono za pomocą analizy punktowej. w celu dokładnego określenia rozkładu zawartości fe i pozostałych pierwiastków w strefie, w której wymieszanie materiału nanoszonego z podłożem nie jest całkowite, do odległości kilku µm od powierzchni wtopienia, wykonano punktową analizę składu chemicznego co kilka µm, natomiast w dalszej odległości od powierzchni wtopienia pomiary prowadzono co 0,25 mm. na podstawie otrzymanych wyników sporządzono wykresy zależności zawartości analizowanych pierwiastków od odległości od powierzchni wtopienia. w celu oceny segregacji pierwiastków stopowych następującej podczas krzepnięcia napoiny prowadzono analizy wzdłuż linii prostej, prostopadłej do kierunku wzrostu dendrytów. linie wzdłuż których prowadzono analizy przechodziły przez kilka dendrytów. wyniki i ich dyskusja mikrostrukturę rury z napoiną przedstawiono na rysunku 1. w napawanych rurach wyraźnie widoczne były następujące strefy: strefa przetopiona, niewytrawiona strefa częściowego wymieszania, strefa wpływu ciepła oraz materiał rodzimy. szczegółowe omówienie stref występujących w napawanych rurach zamieszczono w pracy [10]. napoiny charakteryzowały się równomierną powierzchnią wtopienia. zgodnie z literaturą mikrostruktura wokół powierzchni wtopienia w przypadku łączenia materiałów różnoimiennych zależy od struktury krystalicznej strefy wpływu ciepła i struktury krystalicznej krzepnącej spoiny [11,12]. jeżeli podczas krzepnięcia struktura materiału podłoża jest ferrytyczna, a napoiny austenityczna, to normalny epitaksjalny 6 przegląd spawalnictwa vol. 86 12/2014 wzrost kryształów nie jest możliwy. wówczas podczas krzepnięcia tworzą się granice, które są równoległe do powierzchni wtopienia i nazywane są granicami ii typu. w miarę oddalania się od strefy wpływu ciepła w napoinie obserwowano strukturę komórkowo dendrytyczną. osie dendrytów były równoległe do kierunku odprowadzania ciepła (rys. 2). wyraźne zmiany struktury napoiny występowały w strefach wzajemnego zachodzenia na siebie kolejnych ściegów. w tych strefach krystalizacja napoiny rozpoczynała się na częściowo przetapianym, wcześniej nałożonym ściegu. obserwowano „dziedziczenie” uprzywilejowanej orientacji kryształów pomiędzy poszczególnymi ściegami (w tym przypadku oba ściegi miały tę samą strukturę rsc). rys. 1. mikrostruktura napoiny ze stopu inconel 625 z zaznaczonymi strefami mikrostrukturalnymi (mikroskop świetlny) fig. 1. microstructure of the inconel 625 weld overlay with a marked microstructural zone (light microscopy) rys. 2. dendrytyczna mikrostruktura napoiny (mikroskop skaningowy) fig. 2. dendritic microstructure of weld overlay (scanning electron microscopy, sem) nanoszonego. zawartość fe w strefie częściowego wymieszania maleje w kierunku od podłoża do powłoki, natomiast zawartość ni, cr, mo i nb zwiększa się w kierunku od podłoża do powłoki. przy powierzchni napoiny, w odległości ok. 2,3 mm od powierzchni wtopienia, zawartość fe wynosiła ok. 3 %. przyczyną zwiększonej zawartości fe w strefie częściowego wymieszania i w powłoce było przetopienie i rozpuszczanie materiału podłoża. rozkład zawartości ni, fe, cr, mo i nb (% mas.) na przekroju podłoża i powłoki badanej rury przedstawiono na rysunku 3. grubość strefy, w której wymieszanie materiału nanoszonego z podłożem nie jest całkowite tzw. strefy częściowego wymieszania wynosiła kilkanaście µm. w strefie tej występuje wyraźna zmiana składu chemicznego w stosunku do składu chemicznego materiału podłoża i do składu chemicznego materiału rys. 3. wykres zmian zawartości pierwiastków (% mas. ) w zależności od odległości od granicy wtopienia fig. 3. distribution of fe, ni, cr, mo, nb (wt %) as a function of the distance from the fusion boundary przykładową mikrostrukturę napoiny z zaznaczoną linią, wzdłuż której przeprowadzono analizę składu chemicznego w celu oceny segregacji pierwiastków podczas krzepnięcia przedstawiono na rysunku 4. rys. 4. mikrostruktura napoiny – a), zmiany zawartości pierwiastków fe, ni, cr, mo, nb wzdłuż linii zaznaczonej na obrazie sem – b) fig. 4. microstructure of the weld overlay – a), the line profile of the ni, cr, mo, nb, fe (wt %) along the dashed line – b) 7przegląd spawalnictwa vol. 86  12/2014 wnioski wykonane metodą cmt napoiny charakteryzują się bardzo dobrą jakością i małą zawartością żelaza w powierzchniowych strefach napoiny. napoina ma strukturę odlewu, dlatego cechuje się mikrosegregacją. w wyniku mikrosegregacji zachodzącej w trakcie krzepnięcia napoin rdzenie dendrytów bogatsze są w ni, fe i cr, natomiast obszary międzydendrytyczne w mo i nb. podczas krzepnięcia najsilniej segreguje niob, w mniejszym stopniu molibden, natomiast najmniej segreguje chrom. pomimo, że inconel 625 jest stopem umacnianym roztworowo to w przestrzeniach międzydendrytycznych napoin tworzą się fazy bogate w nb i mo. projekt został sfinansowany ze środków narodowego centrum nauki przyznanych na podstawie decyzji numer dec-2011/01/d/st8/04948. na rysunku 4 zamieszczono również zmiany zawartości pierwiastków ni, cr, fe, mo i nb (liczba zliczeń) w funkcji przemieszczenia. analiza składu chemicznego wykazała, że w wyniku mikrosegregacji zachodzącej podczas krzepnięcia napoiny rdzenie dendrytów są bogatsze w ni, fe i cr, podczas gdy obszary między ramionami dendrytów tzw. obszary międzydendrytyczne są bogatsze w mo i nb. redystrybucja danego pierwiastka podczas krzepnięcia stopów niklu jest zależna głównie od wartości równowagowego współczynnika rozdziału k [5,6]. jeżeli wartość równowagowego współczynnika rozdziału k jest mniejsza od 1 to zawartość pierwiastka w fazie stałej jest mniejsza niż w fazie ciekłej, co oznacza, że stężenie tego pierwiastka w środku dendrytu jest mniejsze niż w obszarach krzepnących na końcu. jeżeli wartość k jest większa od 1, to stężenie pierwiastka w fazie stałej jest większe niż w fazie ciekłej, a segregacja ma wtedy przeciwny kierunek tj. stężenie tego pierwiastka w środku dendrytu jest większe niż w obszarach krzepnących na końcu. fe, cr i ni są pierwiastkami, które w stopie inconel 625 tylko nieznacznie segregują, ponieważ zgodnie z danymi literaturowymi wartość równowagowego współczynnika rozdziału k w stopie inconel 625 dla fe, cr i ni jest tylko nieznacznie większa od 1 (kfe = 1,02; kcr = 1,05; kni = 1,04). wartość k dla mo jest mniejsza od 1 (kmo = 0,86) dlatego mo segreguje do cieczy i po zakończeniu krystalizacji stopu obszary międzydendrytyczne są znacznie wzbogacone w mo. wartość równowagowego współczynnika rozdziału dla nb jest mniejsza niż dla mo, (knb = 0,50) dlatego nb segreguje najsilniej z rozważanych pierwiastków i dlatego po zakończeniu krystalizacji obszary międzydendrytyczne są mocno wbogacone w ten pierwiastek. podobny rozkład pierwiastków w stopie inconel 625 po napawaniu uzyskali w swoich badaniach dupont [5], ciesla [6] i silva [7]. pomimo, że inconel 625 jest stopem umacnianym roztworowo i jako taki stop powinien być jednorodny tak pod względem składu chemicznego, jak i struktury, to w przestrzeniach międzydendrytycznych napoiny występują dwa typy wydzieleń: wydzielenia o wydłużonym kształcie oraz drobne wydzielenia charakteryzujące się ostrymi, kanciastymi kształtami (rys. 5). rys. 5. wydzielenia w przestrzeniach międzydendrytycznych: o kształcie wydłużonym –a), oraz drobne wydzielenia charakteryzujące się ostrymi kanciastymi kształtami – b) fig. 5. precipitates formed within the interdendritic areas: elongated one – a) and minute characterized by sharp edged, angular shapes – b) 8 przegląd spawalnictwa vol. 86 12/2014 literatura [1] cieslak m. j.: the welding metallurgy of custom age 625 plus alloy. welding research supplement. 16 (1989) 473-482. [2] kou s.: welding metallurgy. a john wiley & sons, inc., publication, 2009. [3] dupont j. n.: microstructural evolution and high temperature failure of ferritic to austenitic dissimilar welds. international materials reviews.57 (4) (2012) 208-234. [4] rozmus-górnikowska m., blicharski m., kusiński j.: influence of boiler pipe cladding techniques on their microstructure and properties. archives of metallurgy. 4 (2013) 1993-1996. [5] dupont j. n.: solidification of an alloy 625 weld overlay. metallurgical and materials transactions a. 27 a (1996) 36123620. [6] cieslak m. j.: the welding and solidification metallurgy of alloy 625. welding research supplement. (1991) 49-56. [7] silva c. c., miranda h. c., motta m. f., farias j. p., afonso c. r. m., ramires a. j.: new insight on the solidification path of an alloy 625 weld overlay. journal of materials research and technology. 2 (3) (2013) 228-237. [8] pickin c.g., williams s.w., lunt m.: characterization of the cold metal transfer (cmt) process and its application for low dilution cladding. journal of materials processing -technology. 211 (2011) 496-502. [9] bruckner j.: metoda cmtrewolucja w technologii spawania. przegląd spawalnictwa. 81 (7-8) (2009) 24-28. [10] rozmus-górnikowska m., blicharski m., kusiński j.: influence of weld overlaying methods on microstructure and chemical composition of inconel 625 boiler pipe coatings. metallic materials. 52 (3) (2014) 1-7. [11] blicharski m.: zmiany mikrostruktury w połączeniach spawanych różnoimiennych materiałów stosowanych w energetyce. przegląd spawalnictwa. 85 (3) (2013) 2-13. [12] dupont j. n., lippold. j. c., liser s. d.: welding metallurgy and weldability nickel base alloys. a john wiley & sons, inc., publication, 2009. lita recenzentów rocznika 2014 prof. janusz adamiec – politechnika śląska prof. alireza araee – university of tehran, iran prof. tomasz babul – instytut mechaniki precyzyjnej w warszawie prof. alexsandr balitskii – karpenko ph-mech. inst. of the nas of ukraine prof. peter bernasovsky – welding research institute (wri pi sr), słowacja prof. jacek górka – politechnika śląska prof. andrzej gruszczyk – politechnika śląska prof. steffen keitel – slv halle gmbh, niemcy prof. valeriy d. kuznetsov – national technical university of ukraine prof. a.k. lakshminarayanan – ssn college of engineering, indie prof. zbigniew mirski – politechnika wrocławska prof. zbigniew ranachowski – ippt polska akademia nauk prof. leonard rymkiewicz – instytut techniki budowlanej prof. jacek szelążek – ippt polska akademia nauk prof. andrzej szymański – politechnika śląska prof. eugeniusz turyk – instytut spawalnictwa w gliwicach prof. hongyan zhang – university of toledo, usa prof. lech pawlowski – université de limoges, francja dr inż. tomasz piwowarczyk – politechnika wrocławska dr inż. adam sajek – zachodniopomorski uniwersytet technologiczny dr inż. tadeusz sarnowski – zakład automatyki przemysłowej, ostrów wielkopolski dr inż. krzysztof skrzyniecki – instytut lotnictwa, warszawa dr inż. lesław sozański – politechnika wrocławska dr inż. grzegorz rogalski – politechnika gdańska dr inż. dariusz fydrych – politechnika gdańska dr inż. ryszard pakos – zachodniopomorski uniwersytet technologiczny dr inż. jan plewniak – politechnika częstochowska dr inż. artur lange – politechnika wrocławska dr inż. marek węglowski – akademia spawania dr inż. jakub gorecki – monta gmbh wiesbaden, niemcy dr inż. peter zifcak – welding research institute (wri pi sr), słowacja ps 7 2018 www 00 26 przegląd spawalnictwa vol. 90 7/2018 ocena odporności na korozję wysokotemperaturową złączy paneli ścian szczelnych z nierdzewnej stali austenitycznej spawanych hybrydowo evaluation of high temperature corrosion resistance of hybrid welded membrane walls panels joints of austenitic stainless steel mgr inż. anna kamela; dr hab. inż. janusz adamiec, prof. pśl – politechnika śląska. autor korespondencyjny/corresponding author: anna.kamela@polsl.pl streszczenie wzrastające zapotrzebowanie na energię elektryczną oraz wymagania unijne, dotyczące zwiększenia sprawności cieplnej bloków energetycznych i ograniczenia emisji szkodliwych gazów do atmosfery, stwarzają konieczność modernizacji przemysłu energetycznego. jednym ze sposobów pozwalającym sprostać tym wymaganiom jest podniesienie parametrów pary, co wpływa na wzrost sprawności cieplnej. jednak uzyskanie sprawności netto powyżej 50% jest zależne od zastosowania nowych technologii oraz materiałów o większej żaroodporności i żarowytrzymałości niż dotychczas stosowane. artykuł przedstawia wyniki badań odporności na korozję wysokotemperaturową złączy spawanych metodą hybrydową (laser + mag) paneli ścian szczelnych ze stali nierdzewnej typu 304. próbki poddano działaniu atmosfery o składzie n2+9% o2+0,08% so2 w temperaturze 700 °c przez czas 1000 godzin. jako miarę odporności na korozję wysokotemperaturową przyjęto zmiany masy próbek. utworzoną na powierzchni warstwę produktów korozji obserwowano za pomocą elektronowej mikroskopii skaningowej. uzupełnieniem badań była mikroanaliza składu chemicznego (eds) oraz składu fazowego (xrd). podczas badań ujawniono utworzenie na powierzchni materiału warstwy zgorzeliny, zbudowanej głównie z cr2o3 i fe3o4. słowa kluczowe: korozja wysokotemperaturowa; ściany szczelne; stal nierdzewna austenityczna; spawanie hybrydowe laser + mag abstract the growing demands for electricity and ue requirements, regarding the increase in thermal efficiency of power boilers and the reduction of pollution emission to the atmosphere, create a need to modernize the power industry. raising the parameters of the steam, which increases the thermal efficiency, is one of the ways to meet this requirements. however, achieving a net efficiency of approx. 50% depends on the use of new manufacturing technologies and materials with higher creep resistance than previously used. this article presents the results of high-temperature corrosion resistance test of hybrid welded joints (laser + mag) of austenitic stainless steel grade 304 used for membrane wall panels. the specimens were placed in an oven in an atmosphere with the composition: n2+9% o2+0.08% so2 at a temperature of 700 °c and an exposure time of 1000 hours. as a measure of high-temperature corrosion resistance, changes of the mass were adopted. in order to evaluate the oxide layer formed on the surface of the material, the specimens were observed on a scanning electron microscope. the supplement of the research was the chemical (eds) and phase (xrd) composition analysis. the results confirmed the presence of a layer consisting mainly of cr2o3 and fe3o4. keywords: high-temperature corrosion; membrane panels; stainless steel; hybrid welding laser + mag wprowadzenie korozja wysokotemperaturowa występuje najczęściej w kotłach o wysokich parametrach pary, atakując głównie nagrzane do wysokiej temperatury elementy konstrukcji kotłów. jest to chemiczny proces utleniania metali w wysokiej anna kamela, janusz adamiec przeglad welding technology review temperaturze, w atmosferze spalin lub środowiskach zawierających siarkę lub siarkowodór. specyfikacja korozji wysokotemperaturowej polega na tym, że na powierzchni metalu nie powstaje jednorodna, pasywna warstwa tlenków, doi:.http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v90i7 .936 27przegląd spawalnictwa vol. 90 7/2018 tablica i. skład chemiczny stali 304 (% mas.) na podstawie atestów materiałowych typu 3.1, zgodnych z pn-en 10204 table i. chemical composition of 304 stainless steel (wt %) on the basis of 3.1 material certificates, according to pn-en 10204 tak jak to ma miejsce w warunkach normalnego utleniania. dla wystąpienia tego typu korozji oprócz odpowiedniego składu chemicznego spalin potrzebna jest wysoka temperatura. przy niedoborze tlenu w palenisku, siarka, chlor oraz fluor reagują z tlenem tworzącym ochronną warstwę tlenków na powierzchni rur. następnie reagują z żelazem i powodują szybki ubytek grubości ścianki [1]. korozja wysokotemperaturowa objawia się zniszczeniem materiału i obniżeniem jego właściwości wytrzymałościowych. jest częstą przyczyną awarii związanych z nieszczelnościami ekranów oraz koniecznością ich wymiany, co prowadzi do poniesienia kosztów związanych z wyłączeniem kotła [2,3]. zapewnienie odpowiedniej odporności na działanie agresywnego środowiska korozyjnego odbywa się poprzez modyfikację struktury i właściwości stali odpowiednimi pierwiastkami stopowymi. oprócz odpowiednich właściwości mechanicznych, od materiałów wymaga się również odporności na szoki termiczne, wysokotemperaturowej odporności korozyjnej w złożonych oraz agresywnych atmosferach zawierających m.in. związki siarki, tlenu czy parę wodną [4]. podstawową grupą stali odpornych na korozję są wysokostopowe nierdzewne stale austenityczne. dodatki stopowe takie jak n, mo, si, cu, ti i nb oraz obniżenie zawartości c powodują wzrost wytrzymałości na pełzanie, podwyższenie odporności korozyjnej oraz odporności na działanie kwasów i zasad. jest to związane z tworzeniem się na powierzchni materiałów pasywnych warstw tlenków, zawierających cr2o3, fe3o4 [2]. wraz ze wzrostem zawartości chromu w stalach, paraboliczny przebieg utleniania ulega wydłużeniu na skutek zmian morfologii tlenku, począwszy od fe2o3/fe3o4 przez fe3o4/(fe,cr)3o4 oraz fe3o4/(fe,cr)3o4/cr2o3 do warstwy czystego cr2o3 (rys. 1). kolejne zmiany morfologii przyczyniają się do coraz lepszej ochrony powierzchni [5,6]. cykliczna praca bloków energetycznych sprzyja rozwojowi procesów niszczenia korozyjnego. dlatego produkty korozji cechują się budową warstwową o zróżnicowanych właściwościach takich jak porowatość, przyczepność do podłoża. skutkiem jest okresowe odpadanie warstw tlenków, co obok skoków temperatury wpływa na kinetykę utleniania. taki proces prowadzi również do ubytku grubości oraz wzrostu naprężeń w materiale rury. z jednej strony mechanizm narastania warstw tlenków na powierzchni rur jest zjawiskiem pożądanym, zapewniającym ochronę rury przed dalszą korozją. jednak z drugiej, na skutek wzrostu grubości warstwy tlenkowej, pogarsza wymianę ciepła. skutkuje to zwiększaniem temperatury ścianki, co sprzyja degradacji struktury [2,6]. cel badań celem badań odporności na korozję wysokotemperaturową było określenie odporności złączy spawanych na działanie wysokiej temperatury oraz agresywnego środowiska spalin. rys. 1. schemat tworzenia się tlenków na powierzchni stali austenitycznej w podwyższonej temperaturze o strukturze: a) drobnoziarnistej, b) gruboziarnistej [7] fig. 1. scheme of formation of oxides on the surface of austenitic steel at elevated temperature of the structure: a) fine-grained, b) coarse-grained [7] c mn p s si cr ni n fe en 10088-1 max 0,070 max 2,00 max 0,040 max 0,015 max 1,00 17,50÷19,50 8,00÷10,50 max 0,110 osnowa rura 0,021 1,64 0,038 0,004 0,50 18,68 9,00 0,032 osnowa płaskownik 0,024 1,81 0,030 <0,001 0,32 18,10 8,00 0,044 osnowa materiał do badań badany element paneli ścian szczelnych został wykonany ze stali austenitycznej typu 304 (x5crni18-10; 1.4301 wg en 10088-1) o składzie chemicznym podanym w tablicy i. element składał się z rury o wymiarach ø38 mm x 3,6 mm połączonej z płaskownikiem 15 mm x 5 mm (rys. 2) z zastosowaniem spawania hybrydowego laser + mag. długość złącza spawanego wyniosła 1 m. proces spawania został wykonany przez firmę energoinstal s.a. prędkość spawania wynosiła 1 m/min, moc wiązki laserowej 2,25 kw, system ogniskowania wiązki: optyczny – podwójna ogniskowa 268÷273 mm. metodyka i wyniki badań badania zostały wykonane na stanowisku, którego schemat blokowy przedstawiono na rysunku 3. jako atmosferę gazów zastosowano mieszaninę o składzie n2+ 9% o2 + 0,08% so2. a) b) fe3o4 cr2o3 cr2o3 fe3o4 (fe,cr)3o4 (fe,cr)3o4 28 przegląd spawalnictwa vol. 90 7/2018 rys. 3. schemat stanowiska do badania odporności na korozję wysokotemperaturową fig. 3. diagram of the stand for testing high-temperature corrosion resistance rys. 2. materiał do badań: a) fragment paneli ścian szczelnych, b) makrostruktura złącza fig. 2. material to investigation: a) a part of membrane panel, b) macrostructure of the joint rys. 4. wyniki badań odporności na korozję wysokotemperaturową: a) widok próbki po badaniu, b) zmiany masy próbek w funkcji czasu fig. 4. test results for high temperature corrosion resistance: a) view of sample after test, b) mass changes as a function of time próbki umieszczono w komorze pieca nagrzanej do 700 °c na czas 1000 h. za miarę odporności na korozję wysokotemperaturową złączy przyjęto zmiany masy (δm) próbek w trakcie badań. pomiar przyrostu masy przeprowadzano co 250 h (pięć pomiarów). przykładową próbkę po badaniu oraz kinetykę procesu utleniania pokazano na rysunku 4. w celu oceny warstwy tlenków utworzonej na powierzchni materiału, próbki poddano obserwacji na elektronowym mikroskopie skaningowym (rys. 5). za pomocą spektrometru eds wykonano powierzchniowy rozkład pierwiastków wchodzących w skład warstwy korozyjnej (rys. 6). wyniki mikroanalizy składu chemicznego warstwy produktów korozji oraz analizy składu fazowego przedstawiono na rysunku 7. analiza zmian masy próbek wskazuje, że przyrost produktów korozji przebiega zgodnie z liniowym prawem utleniania (rys. 4). szybkość procesu korozji wyniosła ok. 0,2 mg/100 h. mikroanaliza składu chemicznego produktów korozji wykazała zwiększoną zawartość chromu i żelaza. wyniki identyfikacji składu fazowego potwierdziły obecność pasywnej warstwy, składającej się głównie z cr2o3 oraz fe3o4 (rys. 7). stwierdzono skłonność do segregacji tlenków chromu i tlenków żelaza w utworzonej warstwie. cr2o3 głównie rozmieszczony jest po wewnętrznej stronie warstwy, od strony materiału rodzimego, podczas gdy największa ilość fe2o3 znajduje się w warstwie wierzchniej (rys. 6). utworzona warstwa wykazuje w obszarze spoiny skłonność do rozwarstwiania (rys. 5). a) b) zawór zwrotny reduktor i st. argon punkt poboru punkt poboru piec rurowy atmosfera kulowy zawór dwudrożny neutralizator punkt poboru rotametr rotametrrotametr rotametr reduktor i st. o2 + n2 reduktor i st. so2 + n2 a) b) ∆ m [m g] czas [h] 29przegląd spawalnictwa vol. 90 7/2018 podsumowanie na podstawie wykonanych badań oraz analizy wyników stwierdzono, że złącza spawane hybrydowo laser + mag są odporne na korozję wysokotemperaturową w atmosferze spalin w temperaturze 700 °c. obecność pasywnej warstwy cr2o3 przy powierzchni materiału jest zjawiskiem korzystnym. warstwa ta jest ciągła i przyczepna do podłoża, a w warunkach korozji wysokotemperaturowej szybko się odbudowuje. warstwa ta może w niewielkim stopniu ograniczać wymianę ciepła pomiędzy spalinami a mieszanką parowo-wodną wewnątrz rury, ale stanowi zabezpieczenie przed dalszym utlenianiem. rys. 6. warstwa produktów korozji w obszarze spoiny i rozkłady powierzchniowe fe, cr, o fig. 6. the layer of corrosion products in the weld area and surface distributions of fe, cr, o rys. 7. wyniki analizy składu chemicznego oraz fazowego warstwy produktów korozji fig. 7. results of analysis of the chemical and phase composition of the corrosion products layer rys. 5. warstwa produktów korozji utworzona na powierzchni materiału w miejscu: a) materiału podstawowego, b) swc, c) spoiny fig. 5. a layer of corrosion products formed on the surface of the material in place: a) basic material, b) haz, c) weld a) b) c) literatura [1] hernas a.: trwałość i niszczenie elementów kotłów i turbin parowych, wyd. politechniki śląskiej, gliwice, 2003. [2] formanek b., szczucka-lasota b.: korozja wysokotemperaturowa stali i powłok ochronnych stosowanych w kotłach energetycznych, w: materiały i technologie stosowane w budowie kotłów nadkrytycznych i spalarni odpadów, wyd. sitph, katowice, 2009. [3] viswanathan r., henry j., i inni: program on materials technology for usc coal power plants, eccc creep conf., london, 2005. [4] łabanowski j., głowacka m.: wysokotemperaturowa trwałość stali i złączy spawanych w środowisku spalin, przegląd spawalnictwa 5/2011, s. 2-5. [5] simms h.g.: oxidation behavior of austenitic stainless steel at high temperature in supercritical plant, m. res. thesis, university of birmingham, 2011. [6] turowska a., adamiec j.: evaluation of high temperature corrosion resistance of finned tubes made of austenitic steel and nickel alloys, archives of metallurgy and materials, vol. 61, iss. 2, 2016, pp. 1089-1093. [7] hernas a., dobrzański j., pasternak j., fudali s.: charakterystyki nowej generacji materiałów dla energetyki, wyd. politechniki śląskiej, gliwice, 2015. ps 4 2018 www.pdf 63przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 mikrostruktura i właściwości mechaniczne   wielowarstwowych platerów na bazie al i ti   wytwarzanych z wykorzystaniem energii wybuchu microstructure and mechanical properties of multi-layered al/ti composites produced by explosive welding prof. dr hab. inż. henryk paul, dr inż. magdalena miszczyk – pan w krakowie; dr mariusz prażmowski – politechnika opolska; mgr inż. aleksander gałka – ztw explomet. autor korespondencyjny/corresponding author: m.prazmowski@po.opole.pl streszczenie w pracy analizowano zmiany mikrostrukturalne oraz formowanie się nowych faz w wielowarstwowych układach platerów zbudowanych na bazie ti i al. wykorzystano techniki mikroskopii optycznej i skaningowej mikroskopii elektronowej, pomiary mikrotwardości, a także próbę zginania w warunkach udarowych. obserwacje w skali makro pokazały, że w procesie spajania wytworzono 15-warstwowy plater wolny od nieciągłości strukturalnych. powierzchnie połączenia uległy silnemu odkształceniu i wykazywały mieszany falisto-płaski charakter ze strefami przetopień preferencyjnie lokowanymi na grzbiecie oraz w zawinięciach fal. zaobserwowano, że silnie pofalowane granice połączenia zawsze formowały się w warstwach położonych w pobliżu ładunku wybuchowego. analizy w mikro skali udokumentowały występowanie cienkiej warstwy przetopionej o silnie rozdrobnionej strukturze. słowa kluczowe: spajanie wybuchowe; wielowarstwowe platery na bazie ti i al; strefy przetopień; transmisyjna i skaningowa mikroskopia elektronowa; mikrotwardość abstract microstructure and phase in the bonding zone of explosively welded ti/al multilayer clads were examined by optical microscopy and scanning electron microscopy. the defect-free multilayer composite was successfully formed. the macro-scale observations showed that the interfaces between joined plates presented mixed wavy/flat shape with solidified melt inclusions located preferentially at the crest of each wave and in the wave vortex. it was found that interfaces of wavy character were always formed in layers near the explosive charge and flattened with the increase of the distance from the top surface. the micro-scale analyses observations revealed a presence of very thin reaction layer at the flat parts of the joint plates and nano-grained structure of melted zones. keywords: explosive welding; ti-al multi-layered composite; melted zone; tem and sem; microhardness wprowadzenie wielowarstwowe kompozyty na bazie metali lekkich są w ostatnich latach przedmiotem silnego zainteresowania. wynika to z faktu, że reprezentują pożądane połączenie ceny z wysoką wytrzymałością i sztywnością oraz doskonałą odpornością korozyjną w szerokim zakresie temperatury. uzyskania poprawnego połączenia blach na bazie metali o silnie zróżnicowanych własnościach mechanicznych, fizycznych i chemicznych jest bardzo trudne lub wręcz niemożliwe z wykorzystaniem tradycyjnych technik spajania. w przypadku wyrobów warstwowych jedną z technik wytwarzania w skali przemysłowej pełnowymiarowych układów o charakterze kompozytu jest wykorzystanie technologii zgrzewania wybuchowego (exw) [1]. jedną z najbardziej istotnych zalet tej metody w odniesieniu do techniki walcowania/zgrzewania henryk paul, mariusz prażmowski, aleksander gałka, magdalena miszczyk przeglad welding technology review akumulacyjnego (arb) [2] czy spajania pod wysokim naciskiem [3] jest to, że umożliwia ona bezpośrednie usuwanie tlenków z powierzchni połączenia. obecność powierzchni rozdziału wolnej od tlenków odgrywa kluczową rolę w procesie migracji atomów poprzez granicę rozdziału oraz ułatwia formowanie się warstw o wysokiej twardości [4÷6]. wcześniejsze prace ujawniły, że proces spajania wybuchowego układów wielowarstwowych stowarzyszony jest z wieloma zmianami mikrostrukturalnymi w pobliżu strefy połączenia. charakter tych zmian silnie uzależniony jest od położenia płyty w układzie, ponieważ parametry procesu spajania zmniejszają się wraz z odległością od płyty lotnej. w konsekwencji prowadzi to do silnego zróżnicowania umocnienia poszczególnych warstw oraz ilości pojawiających się stref przetopień. doi:.http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v90i4 .885 64 przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 rys. 1. schemat procesu spajania układu wielowarstwowego z wykorzystaniem energii wybuchu fig. 1. diagram of the bonding process of a multi-layer system using explosion energy rys. 2. zmiany mikrostrukturalne na przekroju poprzecznym plateru dla próbek wyciętych z początku, środka i końca plateru fig. 2. microstructural changes on the cross-section of the plating for samples cut from the beginning, middle and end of the plating w pracy podjęto analizę zmian mikrostrukturalnych w strefach połączeń pomiędzy poszczególnymi warstwami. zmiany te analizowano z wykorzystaniem technik transmisyjnej i skaningowej mikroskopii elektronowej, a także poprzez pomiar mikrotwardości oraz analizę zachowania w procesie udarowego zginania. materiał i metodyka badawcza  proces spajania wybuchowego wielowarstwowych układów na bazie ti i al przeprowadzony został przez ztw explomet w opolu. układ równoległy złożony z 15 warstw spajano w „jednym akcie strzałowym”, w którym płyty al(aa1050) oraz ti(gr1) o grubości 1 mm ułożone były naprzemiennie, przy czym pierwszą i ostatnią warstwę stanowiła płyta ti. jako ładunek wybuchowy zastosowano zmodyfikowany saletrol o zróżnicowanej grubości, co determinowało zróżnicowane prędkości detonacji w zakresie od 2300 ms-1 do 2600 ms-1. schemat układu pokazano na rysunku 1. mikrostrukturę analizowano na próbkach, które wycinano z początku, środka i końca płyty, a także ze zróżnicowanych położeń na grubości plateru. wyniki i dyskusja charakterystyka strefy połączenia w makro-/meso- skali zastosowane prędkości odkształcenia, 2200 ms-1, 2400 ms-1 i 2600 ms-1 doprowadziły do uzyskania „poprawnie” połączonych układów platerów. badania platerów z zastosowaniem sem dokumentują, że w strefie połączenia nie obserwowano pęknięć ani nieciągłości. obserwowano silne zróżnicowanie morfologii złącz zarówno wzdłuż, jak i na głębokości plateru (rys. 2). takie zróżnicowanie obserwowano dla układów spajanych przy różnych prędkościach detonacji. we wszystkich analizowanych układach najsilniejsze „pofalowanie” granicy rozdziału występowało na początku plateru, pomiędzy pierwszą (ti) i drugą (al) płytą. parametry fali ulegały systematycznemu zmniejszeniu wraz ze wzrostem odległości od punktu inicjacji. dla pierwszej granicy rozdziału wysokość (~150 µm) i długość (~300 µm) fali zmniejszyła się do ~50 µm i~70 µm na końcu plateru. pierwsza granica rozdziału zawierała także znaczną ilość dużych stref przetopień, które preferencyjnie lokowane były na grzbiecie oraz w zawinięciach fali, lub też jako „inkluzje” w warstwie ti. dla granic rozdziału ulokowanych w środku (warstwa nr 7) oraz na spodzie (14) plateru obserwowano formowanie się cienkich warstw stref przetopień o grubości nieprzekraczającej ~50 µm (rys. 2). najbardziej charakterystyczną cechą stref przetopień jest pojawienie się siatki mikro-/makropęknięć, propagujących prostopadle do granicy rozdziału, które jednak nie wykazują skłonności do propagacji do wnętrza łączonych płyt. właściwości mechaniczne  rozkład mikrotwardości analizowano wzdłuż „linii skanowania” poprowadzonych poprzez 1, 7 i 14 granicę rozdziału na próbkach wyciętych z początku, środka i końca plateru (rys. 3). średnia wartość mikrotwardości płyt w stanie wyjściowym, tj. przed procesem spajania wynosiła 165 hv i 35 hv odpowiednio dla ti i al. po procesie exw obserwowano silne zmiany mikrotwardości, w szczególności w płycie ti, a zmierzone wartości zawierały się w granicach od 175 hv do 218 hv oraz 35 hv to 48 hv, odpowiednio dla ti i al. nie zaobserwowano prostej relacji pomiędzy rozkładem mikrotwardości a odległością od powierzchni. w przypadku płyt al rozkład mikrotwardości jest podobny dla wszystkich warstw, z wartościami na poziomie nieznacznie poniżej 40 hv. wyjątkiem jest linia 65przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 rys. 3. pomiary mikrotwardości wzdłuż linii skanowania poprzez granice rozdziału fig. 3. measurements of microhardness along the scanning line through the separation boundaries rys. 4. krzywe zależności przemieszczenia od siły otrzymanie podczas próby zginania udarowego i próbki po badaniu fig. 4. the displacement-force curves obtained during the impact bending test and the post-test sample poprzez pierwszą granicę dla próbki wyciętej z początku plateru, gdzie wartości mikrotwardości zbliżone są do 48 hv. w przypadku płyt ti odnotowano systematyczny wzrost twardości w pobliżu powierzchni, co prowadziło do charakterystycznego przebiegu zmian w kształcie litery „u”. test zginania w warunkach dynamicznych przeprowadzono w temperaturze 77 k, 293 k oraz 473 k z wykorzystaniem młota charpy’ego na próbkach bez karbu. dla zastosowanych warunków odkształcenia (energia młota 300 j) zachowanie próbek było zasadniczo podobne, tzn. zewnętrzne blachy uległy pęknięciu, natomiast delaminację pomiędzy warstwami (innymi od zewnętrznych blach) obserwowano tylko w próbkach testowanych w 77 k oraz 293 k (rys. 4). wnioski zastosowane prędkości spajania, 2200 ms-1, 2400 ms-1 i 2600 ms-1, doprowadziło do uformowania wielowarstwowego plateru na bazie ti i al niewykazującego nieciągłości lub pęknięć. na przekroju wzdłużnym oraz poprzecznym obserwowano formowanie się niejednorodnej strefy połączenia, która związana była z odmiennym kształtem granicy połączenia, tj. o falistej lub płaskiej charakterystyce, z silnie zróżnicowaną ilością stref przetopień, jak i ich morfologią. praca.została.zrealizowana.przy.wsparciu.finansowym.narodowego.centrum.nauki.(ncn),.projekt.no .:.2016/21/b/st8/00462 początek m ik ro tw ar do ść  h v 0, 2 m ik ro tw ar do ść  h v 0, 2 m ik ro tw ar do ść  h v 0, 2 odległość od granicy [µm] odległość od granicy [µm] odległość od granicy [µm] środek koniec przemieszczenie [mm] s iła  [k n ] górne powierzchnie (ewd/td) górne boczne (nd/ewd) literatura [1] blazynski t.z.: explosive welding, forming and compaction, applied science publishers ltd, new york, 1983. [2] romberg j., freudenberger j., bauder h., plattner g., krug h., holländer f., scharnweber j., eschke a., kühn u., klauß h., oertel c-g., skrotzki w., eckert j., schultz l.: ti/al multi-layered sheets: accumulative roll bonding (part a), metals 6, 2016, pp. 30-44. [3] veccio k.s.: synthetic multifunctional metallic-intermetallic laminate composites, j. of microscopy 57, 2005, pp. 25-31. [4] chulist r., fronczek d., szulc z., wojewoda-budka j.: texture transformations near the bonding zones of the three-layer al/ti/al explosively welded clads, materials characterization, 129, 2017, pp. 242-246. [5] lazurenko d.v., bataev i.a., mali v.i., bataev a.a., maliutina iu.n., lozhkin v.z., esikov m.a., jorge a.m.j.: explosively welded multilayer ti-al composites: structure and transformation during heat treatment, materials and design, 102, 2016, pp. 122-130. [6] fronczek d., wojewoda-budka j., chulist r., sypień a., kornewa a., szulc z., schell n., zieba p.: structural properties if ti/al. clads manufactured by explosive welding and annealing, materials and design, 91, 2016, pp. 80-89. 201411_pspaw.pdf 45przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 współczesne badania nieniszczące konstrukcji nawierzchni drogowych modern non-destructive testing pavement structure romuald sztukiewicz dr hab. inż. romuald sztukiewicz prof. nadzw. pp – politechnika poznańska. autor korespondencyjny/corresponding author: romuald.sztukiewicz@put.poznan.pl streszczenie tematyka badań nieniszczących nawierzchni drogowych była przedstawiana i referowana od 1985 r. na kolejnych krajowych konferencjach badań nieniszczących. opisywano wyniki badań nawierzchni drogowych oraz drogowych obiektów inżynierskich metodami ultradźwiękowymi. prowadzono również długotrwałe obserwacje nawierzchni wykonanej z betonu asfaltowego oraz nawierzchni wykonanej z betonu cementowego. przedstawiano także nowoczesne urządzenia pomiarowe do prowadzenia ciągłych pomiarów parametrów stanu nawierzchni drogowej: profilograf laserowy lpr, profilograf apl, zestaw pomiarowy srt-3, jak również urządzenia do pomiarów nośności: ugięciomierz laserowy hsd, tsd i rdt. omówiono także system mobilnego skanowania laserowego mls umożliwiający zbieranie trójwymiarowej informacji przestrzennej o pasie drogowym i innych obiektach liniowych. celem artykułu jest przedstawienie wybranych, współczesnych urządzeń pomiarowych w postaci unowocześnionych profilometrów laserowych, przenośnych urządzeń pomiarowych laserprof możliwych do zamontowania na samochodzie osobowym czy urządzeń do pomiarów równości podłużnej chodników i ścieżek rowerowych laserprof minitrailer. opisano również system obrazowania powierzchni sis do rejestrowania uszkodzeń nawierzchni. artykuł zakończono informacją o międzynarodowym projekcie badawczym trimm dotyczącym przyszłości zarządzania i monitorowania infrastrukturą drogową. słowa kluczowe: nawierzchnia drogowa, diagnostyka nawierzchni, zmiany parametrów stanu abstract topics ndt pavement was presented and refereed since 1985 for the next national conferences of non-destructive testing. results have been reported in road surfacing and road structures by ultrasonic methods. also carried out long-term observations of surface made of concrete and asphalt pavement made of cement concrete. well presented modern measuring devices to conduct continuous measurements of the state of the road surface: contour laser lpr, contour apl test set srt-3 as well as equipment for measuring capacity: laser deflectometer hsd, tsd and rdt. it also discusses the mobile laser scanning system mls allows you to collect three-dimensional spatial information about lane road and other facilities linear. the aim of this paper is to present selected, modern measuring devices in the form of upgraded profilometrów laser, portable measuring devices laserprof possible to be mounted on a passenger car or a device for measuring equality longitudinal walkways and bicycle paths laserprof minitrailer. also describes the sis surface imaging system for recording surface damage. the paper was completed information about trimm international research project on the future management and monitoring of road infrastructure. keywords: road pavement, pavement diagnostics, parameter changes state 46 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 wstęp tematyka badań nieniszczących nawierzchni drogowych była przedstawiana i referowana od 1985 r. na kolejnych krajowych konferencjach badań nieniszczących. opisywano wyniki badań nawierzchni drogowych i lotniskowych z betonu cementowego, nawierzchni drogowych z betonu asfaltowego oraz drogowych obiektów inżynierskich. do badań wykorzystywano ultradźwiękowe próbniki materiałów kolejnych generacji. prowadzono również długotrwałe obserwacje nawierzchni wykonanej z betonu asfaltowego oraz nawierzchni wykonanej z betonu cementowego, jak również drogowych obiektów inżynierskich. wyniki badań zostały opisane w wielu publikacjach [1,2]. liczne zalety stosowanych metod ultradźwiękowych mają zasadniczą niedogodność w odniesieniu do potrzeb drogownictwa. są badaniami punktowymi, których nie można zastosować do prowadzenia pomiarów o charakterze ciągłym na sieci drogowej. wiele z tych nowoczesnych urządzeń pomiarowych zostało opisanych na krajowych konferencjach badań nieniszczących. na 29 kkbn przedstawiłem profilograf laserowy lpr służący do pomiaru cech geometrycznych warstwy wierzchniej nawierzchni drogowej [3]. dzienna wydajność profilografu laserowego na sieci drogowej może osiągnąć dystans nawet do 100 km pasów ruchu. z przodu samochodu jest zamontowana rozsuwana belka o długości 2,22 m z piętnastoma laserami, które wykorzystuje się do oznaczenia odległości od powierzchni geometrycznej warstwy wierzchniej nawierzchni jezdni. zamontowany wewnątrz belki układ inercyjny rejestruje wszelkie jej ruchy. na lewym tylnym kole zamontowano czujnik licznika odległości. w czasie pomiarów dane z laserów, układu inercyjnego i licznika drogi gromadzone są w komputerze i prezentowane graficznie w czasie rzeczywistym w postaci nierówności podłużnych, jak również nierówności poprzecznych [4]. na 33 kkbn [4] opisałem profilograf apl (analyser de profil longitudinale), który stosuje się do rejestrowania profilu podłużnego, biorąc pod uwagę długości fal mieszczące się w przedziale od 0,5 m do 50 m. rezultatem pomiaru jest międzynarodowy wskaźnik równości podłużnej iri. kolejne urządzenie pomiarowe wykorzystuje się do oceny właściwości przeciwpoślizgowych górnej warstwy nawierzchni jezdni przez pomiar współczynnika tarcia na mokrej nawierzchni przy całkowitym poślizgu opony testowej. zestaw pomiarowy srt-3 (skid resistance tester) umożliwia wyznaczenie współczynnika tarcia przez pomiar momentu hamującego oraz bezpośredni pomiar siły tarcia. w roku 1992 zestaw srt-3 uczestniczył w międzynarodowym eksperymencie zorganizowanym przez piarc oraz w prowadzonym obecnie międzynarodowym eksperymencie hermes zorganizowanym przez fehrl. celem tego spotkania było wyznaczenie współczynników korygujących pozwalających na porównanie wyników uzyskanych poszczególnymi urządzeniami pomiarowymi. urządzenie srt-3 opisałem również w artykule przygotowanym na 33 kkbn [4]. wymienione urządzenie pomiarowe jest wykorzystywane w ramach polskiego systemu oceny stanu nawierzchni sosn do oceny stanu dróg krajowych. do badania nośności konstrukcji nawierzchni drogowej są stosowane metody pomiaru ugięć sprężystych, w których wykorzystuje się zarówno statyczną metodę pomiaru ugięcia konstrukcji jezdni pod obciążeniem koła samochodu (belka benkelmana), metodę vss, jak i pomiar czaszy ugięć wierzchniej warstwy ugięciomierzem dynamicznym fwd (falling weight deflectometer) [5]. standardowa wartość obciążenia nawierzchni generowana w tego typu urzadzeniach wynosi 50 kn, co odpowiada obciążeniu równoważną osią standardową o nacisku 100 kn i jest rozłożona na płytę naciskową o średnicy 300 mm. zakłada się, że w wyniku działania obciążenia konstrukcja nawierzchni oraz podłoże ulegają odkształceniu sprężystemu. uzyskane podczas pomiaru informacje o ugięciach pod płytą pomiarową oraz parametry czaszy ugięcia umożliwiają wykonanie obliczeń zarówno modułu zastępczego nawierzchni, jak i modułów sprężystości poszczególnych jej warstw, a w dalszej kolejności wykonanie obliczeń nośności i pozostałej trwałości nawierzchni. są to jednak badania seminieniszczące. ocena nośności na poziomie sieci drogowej wymaga zaś stosowania metod pomiarowych niepowodujących zamknięcia pasa ruchu. pomiar powinien być wykonywany podczas przejazdu urządzenia pomiarowego z taką prędkością, z jaką poruszają się pojazdy na drodze. takie możliwości stwarza ugięciomierz laserowy hsd (high speed deflectograph), ugięciomierz laserowy tsd (traffic speed deflectometer) czy road deflection tester (rdt) wykonany przez swedish national road i transport research institute (vti). urządzenia zostały opisane na kolejnych kkbn [5,6]. dzięki zastosowaniu ugięciomierzy laserowych możliwe jest wyznaczanie nośności konstrukcji nawierzchni drogowej podczas przejazdu urządzenia pomiarowego z normalną prędkością ze szczególnym uwzględnieniem identyfikacji miejsc o obniżonej trwałości konstrukcji drogowej. ugięciomierz laserowy hsd (high speed deflectograph) oraz rdt road deflection tester zostały opisane w artykułach [6,8]. wymienione urządzenia pomiarowe są wciąż w fazie doskonalenia i nie działają na stałe w żadnym systemie utrzymania nawierzchni. wysoki koszt i brak komercyjnej wersji pomimo długich badań prototypów to główne wady tych urządzeń. należy jeszcze omówić system mobilnego skanowania laserowego mls (mobile laser scanning) [7] umożliwiający zbieranie trójwymiarowej informacji przestrzennej o pasie drogowym i innych obiektach liniowych. mobilny system skanowania laserowego 47przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 może być zainstalowany na pojeździe pozwalającym na zamontowanie skanera, anteny gps, modułu inercyjnego imu (inertial measurement unit) i komputera. w skład cyfrowej stacji detekcyjnej wchodzą 2 skanery riegl vz-400, skaner riegl vq-250, wielokanałowy georadar ids, naziemny mobilny system pozycjonowania gps/imu poslv 420 oraz zespół komputerów pokładowych. na wyposażeniu systemu znajduje się również 6 cyfrowych kamer wideo do rejestrowania obrazów panoramicznych. poza skanowaniem laserowym istnieje możliwość wykorzystania radaru gpr (ground penetraiting radar) o częstotliwości 400 mhz, 1,6 ghz lub 1 ghz. można go wykorzystać do penetracji gruntu do głębokości 1÷2 m, a przy niższej dokładności – nawet do 5 m. możliwości wykorzystania radaru gpr do badań nieniszczących konstrukcji nawierzchni drogowej opisano w referacie przedstawionym na 38 kkbn [6]. dzięki zastosowaniu radaru gpr możliwe jest wyznaczanie grubości poszczególnych warstw, śledzenie zmian ich grubości na długości odcinka drogi, jak również wskazywanie miejsc zmiany układu konstrukcyjnego nawierzchni drogowej. system mobilnego skanowania laserowego może być zastosowany do wykonania mapy wektorowej, przekrojów podłużnych i poprzecznych, numerycznego modelu terenu czy też do identyfikacji nierówności poprzecznych w nawierzchni drogowej. współczesne urządzenia pomiarowe w ostatnich latach prowadzone są przez wiele ośrodków naukowych na świecie, zakrojone na szeroką skalę prace naukowo-badawcze doskonalące urządzenia pomiarowe. duńska firma greenwood engineering unowocześniła profilometry laserowe, stosując na belce pomiarowej 48 laserów, czujniki tekstury oraz gps. wyniki pomiaru przedstawiono na rysunku 1. rys. 1. geometryczna powierzchnia nawierzchni w 3d [9] fig. 1. geometric surface area 3d [9] innym oryginalnym urządzeniem do pomiarów równości podłużnej chodników i ścieżek rowerowych jest urządzenie pomiarowe laserprof minitrailer (rys. 4 i 5) [9]. urządzenie pomiarowe laserprof minitrailer pozwala wykonywać pomiary równości podłużnej nawierzchni na drogach rowerowych o szerokości 80 cm. urządzenie laserprof wykorzystuje również technologie fpga. do sporządzania raportów dotyczących wyników pomiarów równości podłużnej mogą być wykorzystywane wbudowane narzędzia do generowania wykresu zarówno w 2d jak i 3d. rys. 2. przenośny system pomiarowy do wyznaczania równości podłużnej [9] fig. 2. portable measuring system for determining the longitudinal equality [9] rys. 3. przenośny system pomiarowy zainstalowany na samochodzie osobowym [9] fig. 3. portable measuring system installed on a passenger car [9] firma greenwood engineering wykonała również przenośne urządzenia pomiarowe laserprof [2] możliwe do zamontowania na samochodzie osobowym (rys. 3). urządzenie pomiarowe laserprof jest możliwe do zainstalowania na większości pojazdów samochodowych. pojazd podczas pomiaru może poruszać się z prędkością nawet do 150 km/h. urządzenie laserprof wykorzystuje najnowsze technologie fpga (field programmable gate array). fpga pracuje przy 50 mhz, zbierając dane z różnych czujników i przesyła do komputera za pomocą połączenia ethernet. 48 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 rys. 4. urządzenie do pomiarów równości podłużnej chodników i ścieżek rowerowych [9] fig. 4. device of measurement equal to the longitudinal walkways and bicycle paths [9] rys. 5. sprzęt cyfrowy zamontowany w przyczepie [9] fig. 5. digital equipment installed in the trailer [9] należy również przedstawić system obrazowania powierzchni sis (surface imaging system) opracowany przez firmę greenwood engineering do rejestrowania uszkodzeń nawierzchni. urządzenie pomiarowe jest zainstalowane z tyłu pojazdu pomiarowego (rys. 6). zastosowany system oświetleniowy wysokiej klasy (diody led) zapewnia uzyskanie zdjęć wysokiej jakości. system sis generuje cyfrowy obraz powierzchni nawierzchni przebytej przez pojazd pomiarowy (rys. 7). oprogramowanie do analizy obrazu i przetwarzania danych linescan, pozwala uniknąć zniekształceń w narożnikach prostokątnego obrazu. zbieranie danych o uszkodzeniach nawierzchni to podstawowe zadanie każdego systemu oceny jej stanu. rejestracja obrazu uszkodzenia wraz z jego lokalizacją pozwala na podjęcie decyzji o wykonaniu zabiegów potrzebnych do utrzymania nawierzchni w dobrym stanie. rys. 6. urządzenie pomiarowe do rejestrowania uszkodzeń nawierzchni [9] fig. 6. measuring device for recording the surface defects [9] rys. 7. rzeczywisty obraz uszkodzenia i analiza pęknięcia uci = 20,57% (unified crack index) [9] fig. 7. actual image analysis of defects and cracks uci = 20.57% (unified crack index) [9] przyszłość zarządzania i monitorowania infrastrukturą drogową w listopadzie 2014 r. zostanie zakończony międzynarodowy projekt badawczy trimm (tomorrow’s road infrastructure monitoring & management) realizowany w ramach 7 programu ramowego wspólnoty europejskiej dotyczący przyszłości zarządzania i monitorowania infrastrukturą drogową [10]. projekt rozpoczął się 1 grudnia 2011 r. i bierze w nim udział wiele ośrodków badawczych z austrii, belgii, chorwacji, danii, finlandii, francji, holandii, portugalii, słowenii, wielkiej brytanii. myślą przewodnią programu jest opracowanie skutecznego i zrównoważonego zarządzania infrastrukturą drogową. 49przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 literatura [1] sztukiewicz r.: wybrane badania nieniszczące w budowlach komunikacyjnych; 33 kraj. konf. badań nieniszcz., poznań licheń, zeszyty problemowe, badania nieniszczące, nr 9, 2004, s. 257 274, isbn 83-87982-31-8. [2] sztukiewicz r.: wykorzystanie badań ultradźwiękowych do diagnozy nawierzchni asfaltowej, 42 kraj. konf. badań nieniszcz., szczecin, 2013, przegląd spawalnictwa 12/2013, s. 162-166. [3] sztukiewicz r.: badania nieniszczące w budownictwie drogowym; 29 kraj. konf. badań nieniszcz., krynica 2000, s. 193-199. [4] sztukiewicz r.: badania nieniszczące konstrukcji nawierzchni drogowej; 34 kraj. konf. badań nieniszcz., zakopane, zeszyty problemowe, badania nieniszczące, 2005, s. 202-209. [5] sztukiewicz r.: badania nośności nawierzchni drogowej ugięciomierzem laserowym hsd; 35 kraj. konf. badań nieniszcz., szczyrk 2006, zeszyty problemowe, badania nieniszczące, nr 11, 2006, s. 181-188. [6] sztukiewicz r.: przegląd metod nieniszczących stosowanych w drogownictwie; 38 kraj. konf. badań nieniszcz., poznań licheń, zeszyty problemowe, badania nieniszczące, nr 14, poznań, 2009, r-15, s. 29, isbn 978-83-929752-0-5, płyta cd, art. siii 1, s. 1-10. [7] sztukiewicz r.: system mobilnego skanowania laserowego pasa drogowego; 39 kraj. konf. badań nieniszcz., szczyrk, zeszyty problemowe, badania nieniszczące, nr 15, szczyrk, 2010, isbn 978-83-87982-62-1, płyta cd, r06, s. 1-6. [8] sztukiewicz r.: badania nośności nawierzchni drogowej ugięciomierzem laserowym tsd (traffic speed deflectometer); 41 kraj. konf. badań nieniszcz., toruń, 2012, cd, r19, s. 92-95. [9] http://www.greenwood.dk [10] http://trimm.fehrl.org/ rozwój technologii wykrywania i przetwarzania informacji umożliwia wdrażanie nowych technik monitorowania, które dostarczają kluczowych informacji do zarządzania drogami. stosowanie nowoczesnych technik może poprawić wydajność oceny stanu technicznego nawierzchni sieci drogowej. ogólnym założeniem trimm jest zbieranie, przetwarzanie i wizualizacja danych dla potrzeb monitorowania oraz opracowanie sposobów analizy kosztów i korzyści wynikających z technik monitorowania i wykorzystania ich w zarządzaniu zasobami. zidentyfikowane, kluczowe technologie do monitorowania nawierzchni drogowych i mostów zostaną zbadane w celu poprawy sposobów przetwarzania danych, interpretacji wyników oraz wskaźników. wreszcie, aspekty realizacji wskaźników w zarządzaniu zasobami będą badane w celu dostarczenia informacji na temat obszarów zastosowań, wartości dodanych i procedur. zakład inżynierii spajania politechniki warszawskiej sekcja spawalnicza simp oraz przegląd spawalnictwa serdecznie zapraszają do udziału w 57. naukowo-technicznej konferencji spawalniczej pod hasłem innowacje w inżynierii spajania która odbędzie się w dniach 19-21 października 2015 r. tematyka konferencji obejmuje wszystkie zagadnienia naukowo-techniczne z szeroko pojętej dziedziny inżynierii spajania. konferencja odbędzie się na terenie windsor palace hotel**** w jachrance oddalonej od centrum warszawy o ok. 40 km www.windsorhotel.pl informacje na temat konferencji będą umieszczane na stronie internetowej: www.zis.wip.pw.edu.pl/konferencja kontakt do organizatorów: tel/fax: +48 22 8499621; +48 22 2348402 201312_pspaw_cz3 156 przegląd spawalnictwa 12/2013 jacek szelążek rozwój głowic piezoelektrycznych do pomiarów dwójłomności akustycznej development of piezoelectric probeheads   for acoustic birefringence measurements r hab. inż. acek sze ążek, prof. nadzw. – ippt pan warszawa. abstract the paper describes the development of ultrasonic probeheads, built since 70-ties in ultrasonic testing division lead by prof. julian deputat and than in nondestructive testing division ippt pan. presented are applications of acoustic birefringence measurements and the history of development of probeheads equipped with piezoelectric transducers. described are probeheads with various piezoelements configurations, designed mainly for residua stress evaluation in monoblock railroad wheels. presented are advantages and disadvantages of various probeheads. streszczenie w artykule opisano rozwój głowic ultradźwiękowych do pomiarów dwójłomności akustycznej, budowanych od początku lat 70. ub.w. w pracowni badań ultradźwiękowych prof. juliana deputata, a obecnie w pracowni badań nieniszczących zakładu wytrzymałości materiałów ippt pan. w pracy omówiono różne zastosowania pomiarów dwójłomności akustycznej, a także przedstawiono historię rozwoju głowic wyposażonych w przetworniki piezoelektryczne. opisane głowice budowane były głównie z myślą o pomiarach naprężeń własnych w wieńcach monoblokowych kół kolejowych. przedstawiono różne układy przetworników, w jakie wyposażano kolejno głowice, oraz zalety i wady zbudowanych głowic. st p w latach 50. ub.w., w czasie badania ultradźwiękowego monokryształów zauważono, że ultradźwiękowa fala poprzeczna rozchodząca się w anizotropowym materiale ulega w pewnych przypadkach rozłożeniu na dwie fale składowe o wzajemnie prostopadłych kierunkach polaryzacji, rozchodzące się z różnymi prędkościami. przez analogię do zjawiska rozdwojenia promienia świetlnego zwanego dwójłomnością optyczną, zjawisko zmiany polaryzacji fal ultradźwiękowych zostało nazwane dwójłomnością akustyczną (ang. acoustic birefringence). niebawem stwierdzono, że podobne zjawisko zachodzi również w materiałach izotropowych, jeśli wywołane zostaną w nich naprężenia. okazało się, że naprężenie jest źródłem anizotropii, co poddało myśl, że badania dwójłomności akustycznej, podobnie jak badania elastooptyczne, mogą być wykorzystane do oceny naprężeń i ich rozkładów. opis zjawiska dwójłomności akustycznej wywołanej w metalu działaniem sił zewnętrznych [1], przedstawiony w 1959 r., uchodzi za pierwszą pracę o wykorzystaniu fal ultradźwiękowych do oceny naprężeń. początkowo wielu badaczy, chcąc wyznaczyć różnice prędkości fal poprzecznych powstałych w wyniku rozłożenia fali poprzecznej na dwie fale o wzajemnie prostopadłych kierunkach polaryzacji i rozchodzących się z różnymi prędkościami, stosowało podobne podejścia jak w badaniach elastooptycznych [2]. mierzona była amplituda fal poprzecznych, spolaryzowanych pod kątem 45o względem kierunku naprężenia. amplituda była proporcjonalna do przesunięcia fazowego fal powstałych w wyniku rozłożenia nadanej fali na dwie składowe o wzajemnie prostopadłych kierunkach polaryzacji. z przesunięcia fazowego, proporcjonalnego do różnicy prędkości propagacji fal składowych, ocenianego na podstawie spadku amplitudy impulsu, obliczano wartość naprężenia. metoda ta okazała się jednak mało dokładna i mało praktyczna. lepszym sposobem oceny dwójłomności akustycznej okazały się pomiary czasu przejścia fal poprzecznych. ten sposób znalazł szerokie zastosowanie dzięki rozwojowi aparatury do precyzyjnych pomiarów czasu przejścia (np. technika sing-around). 157przegląd spawalnictwa 12/2013 w jłomno ak styczną b oblicza się z zależności: b = bt + bn = 2 v2 v1 = 2 t1 t2 = bt + (σ1 – σ2) .(β123 – β122) v2 + v1 t1 + t2 gdzie: bt – dwójłomność wywołana teksturą, wyznaczana doświadczalnie; bn – dwójłomność wywołana naprężeniami σ1, σ2; v1, v2 – prędkości fal o polaryzacji w kierunkach 1 i 2; t1, t2– czasy przejścia fal o polaryzacji w kierunkach 1 i 2; β1, β2 – współczynniki elastoakustycznej. zaletą techniki opartej na pomiarze dwójłomności jest to, że dostarcza ona informacji uśrednionej na drodze fal poprzecznych, a więc z całej grubości materiału. do pomiaru nie jest konieczna dokładna znajomość grubości elementu. drugą zaletą jest to, że wynik jest praktycznie niezależny od temperatury obiektu. te cechy spowodowały, że pomiary dwójłomności znalazły wiele zastosowań. pierwsze z nich to pomiary naprężeń obwodowych w wieńcach monoblokowych kół kolejowych [3]. we francji badania dwójłomności są wykorzystywane do oceny stanu naprężeń własnych w odkuwkach ze stopów lekkich [4]. technika ta może być również wykorzystywana do oceny stopnia degradacji pełzaniowej stali energetycznych [5]. należy pamiętać, że różnice prędkości fal poprzecznych o wzajemnie prostopadłych kierunkach polaryzacji, będące wynikiem naprężeń lub tekstury materiału, są niewielkie. przykładowo naprężenie rozciągające w wieńcu koła kolejowego o wartości 100 mpa jest źródłem dwójłomności bn równej jedynie 0,079%. ocena stanu materiału tą techniką wymaga więc dokładnych pomiarów czasów przejścia fal poprzecznych. duże kłopoty sprawiała w latach 60. generacja i detekcja fal poprzecznych wprowadzonych prostopadle do powierzchni. problemy te wynikały głównie z braku sposobów przenoszenia drgań ścinania i trudności z operowaniem delikatnymi i stosunkowo mało skutecznymi stosowanymi wówczas przetwornikami kwarcowymi. początkowo przetworniki przyklejano na stałe do powierzchni próbki [6], później przyciskano je, stosując siłowniki hydrauliczne, jeszcze później opracowywano specjalne środki zdolne do przenoszenia naprężeń ścinających, takie jak: salicylany fenylu [7] czy roztwór boraksu w glicerynie. obecnie głowice normalne na fale sh i specjalne ośrodki sprzęgające znajdują się w katalogach większości producentów sprzętu do badań ultradźwiękowych. są to głowice kontaktowe, w których przetwornik piezoelektryczny chroniony jest jedynie cienką warstwą ochronną, lub przetworniki z liniami opóźniającymi wykonanymi z topionego kwarcu (materiału o niskim współczynniku tłumienia fal poprzecznych). w odróżnieniu od głowic normalnych na fale podłużne, w których linie opóźniające są wymienne, w głowicach na fale sh linie te są na stałe połączone (sklejone) z przetwornikami. teoretycznie do pomiaru dwójłomności akustycznej wystarczy jedna głowica na fale poprzeczne i odpowiedni ośrodek sprzęgający. ocena stanu materiału czy naprężeń na podstawie zmierzonej dwójłomności akustycznej wymaga jednak precyzyjnych pomiarów czasów przejścia fal o różnych kierunkach polaryzacji. obracanie standardowej głowicy, konieczne do zmiany kierunku polaryzacji fal, pociąga za sobą niezamierzoną zmianę grubości warstwy sprzęgającej. w pracy opisano rozwój głowic ultradźwiękowych do pomiarów dwójłomności, głównie w wieńcach kół kolejowych, budowanych od początku lat 70. ub.w. w pracowni badań ultradźwiękowych prof. juliana deputata, a obecnie w pracowni badań nieniszczących ippt pan. łowice do pomiar w dw jłomno ci ak stycznej nadawanie i odbi r fa poprzecznych rozchodzących si prostopad e do powierzchni do nadawania i odbioru fal sh stosowane są obecnie przetworniki z ceramiki piezoelektrycznej spolaryzowanej na drgania ścinania. są to przetworniki wykonane z takich samych tworzyw jak przetworniki na drgania grubościowe (stosowane w głowicach normalnych na fale podłużne). jedyną różnicą jest to, że kierunek polaryzacji jest styczny, a nie prostopadły do powierzchni przetwornika. oznacza to, że blok ceramiki musi być spolaryzowany przed pocięciem go na płytki. ogranicza to maksymalny wymiar przetworników, równy grubości bloku w czasie polaryzacji, przeważnie do 12 mm. inna różnica to prawie o połowę mniejsza grubość przetwornika na drgania ścinania w porównaniu z przetwornikiem na drgania grubościowe o tej samej częstotliwości. dopasowanie akustyczne przetwornika do badanego materiału można uzyskać stosując pomiędzy nimi warstwę ćwierćfalową wykonaną z mieszaniny żywicy epoksydowej i proszku wolframowego lub korundowego. pod względem dopasowania akustycznego grubość warstwy powinna być nieparzystą wielokrotnością 1/4 długości fali w warstwie. dla częstotliwości fali równej 2 i 4 mhz, 1/4 długości fali w materiale warstwy wynosi jedynie ok. 0,15 i 0,08 mm. jest to grubość zbyt mała, aby warstwa skutecznie spełniała funkcję ochronną. aby uzyskać możliwie wysoką odporność warstwy ochronnej na uszkodzenia mechaniczne, w opisanych dalej głowicach warstwa ochronna wykonana z mieszaniny żywicy epoksydowej i korundu była grubsza od ¼ długości fali. korundowy wypełniacz zwiększa odporność warstwy na ścieranie i jednocześnie, dzięki dużej prędkości propagacji fali w korundzie, akustyczną oporność falową warstwy. w latach 70. wykonano badania wpływu grubości warstwy ochronnej na amplitudę i kształt impulsów fal poprzecznych w badaniach techniką echa. celem pomiarów było znalezienie grubości warstwy zapewniającej z jednej strony skuteczną ochronę przetwornika, a z drugiej wystarczającą w pomiarach amplitudę impulsu. badania prowadzono pobudzając przetwornik 158 przegląd spawalnictwa 12/2013 o częstotliwości rezonansowej 2 mhz, wykonany z ceramiki pp9 (cerad), impulsem o czasie narastania 15 ns. pomiary wykonano, na stalowej próbce o gładkiej powierzchni, a grubość warstwy ochronnej zmniejszano, szlifując czoło głowicy pomiędzy kolejnymi pomiarami. uzyskano maksima amplitudy (echo dna próbki o grubości 35 mm) dla warstw o grubościach 0,7 i 1,1 mm. odpowiadają one w przybliżeniu pięcioi siedmiokrotnej grubości warstwy ćwierćfalowej. widoczne było też minimum amplitudy dla grubości warstwy nieco większej od 0,5 mm i ciągły spadek amplitudy dla grubości większych niż 1,1 mm. przeprowadzone doświadczenie pozwoliło na zastosowanie w budowanych głowicach o częstotliwości 2 mhz, bez uszczerbku dla amplitudy sygnału i jego przebiegu czasowego, stosunkowo grubej i odpornej na uszkodzenia warstwy o grubości 1,1 mm. łowica jednoprzetwornikowa, obracana pierwsze głowice, o częstotliwościach 2 i 4 mhz i przetwornikach o bokach od 6 do 12 mm, wykonywane były jako głowice obracane. aby zapewnić, że pomiary dla dwóch polaryzacji będą wykonywane dokładnie w tym samym miejscu, głowice osadzone były w uchwytach mocowanych magnesami do badanego elementu. uchwyty te, wykonane ze sprężystej blachy, miały również dociskać głowice do powierzchni elementu i tym samym minimalizować grubość warstwy sprzęgającej. doświadczenia z takimi głowicami pokazały, że zmiany sprzężenia wywoływane obrotem głowicy są powodem rozrzutu wyników pomiarów. dodatkowo konieczność obracania głowicy spowalniała pomiary. łowica sze cioprzetwornikowa w celu wyeliminowania niedoskonałości obracanych głowic w 1978 r. powstała głowica 6-przetwornikowa, przeznaczona do badania wieńców kół kolejowych. schemat jej budowy pokazano na rysunku 1. głowica ta zawierała dwa prostokątne przetworniki nadawcze o wzajemnie prostopadłych kierunkach polaryzacji i cztery wąskie przetworniki odbiorcze połączone parami równolegle. kierunki polaryzacji przetworników zaznaczono na rysunku strzałkami. podwojenie i usytuowanie przetworników odbiorczych po bokach przetworników nadawczych, a więc w pewnej odległości od siebie, miało spowodować uśrednianie wpływu lokalnych zmian grubości warstwy sprzęgającej na mierzone czasy przejścia, a wydłużony kształt zespołu przetworników dobrze wpisywał się w obrys wąskiej powierzchni czoła wieńca koła kolejowego. w stalowe blachy tworzące boki głowicy wmontowano magnesy stałe przyciągające głowicę do powierzchni koła. głowica ta współpracowała z aparatem debro-20 i wykorzystana została w pomiarach naprężeń własnych w wieńcach kół monoblokowych wykonanych w vitry dla europejskiej unii kolejowej [8]. badane koła były starannie obrobione mechanicznie i wykonane ze stali pochodzącej z odlewania ciągłego, charakteryzującej się wysoką czystością i jednorodnością akustyczną. nieistotny więc był fakt, że obszary materiału obejmowane przez wiązki fal poprzecznych o różnych kierunkach polaryzacji nie pokrywały się i były rozsunięte w kierunku obwodowym wieńca. natomiast rozdzielenie obszarów penetracji fal o różnych kierunkach polaryzacji okazało się wadą tej głowicy w czasie pomiarów na elementach wykazujących anizotropię strukturalną (np. odlewanych, staliwnych kołach kolejowych). inną wadą tej głowicy, widoczną szczególnie w czasie pomiarów prowadzonych na elementach o chropowatych powierzchniach, okazały się błędy wynikające z różnic grubości warstw łączących pod sześcioma rozsuniętymi przetwornikami. okazało się, że powtarzalne wyniki pomiarów dwójłomności uzyskuje się, przyjmując średnią arytmetyczną z dwóch pomiarów wykonanych w tym samym miejscu, dla dwóch położeń głowicy różniących się o 180o. tak więc, pomimo zastosowania wielu przetworników, nadal najlepszym sposobem pomiaru okazało się obracanie głowicy. jeszcze jedną praktyczną niedogodnością tego rozwiązania była stosunkowo duża powierzchnia styku głowicy z powierzchnią elementu, co utrudniało szybkie „wyciśnięcie” nadmiaru gęstego środka łączącego spod głowicy. łowica pi cioprzetwornikowa próbą wyeliminowania wad opisanych wyżej głowic, a głównie konieczności obrotu, była zbudowana w 1992 r. głowica 5-przetwornikowa, składająca się z jednego przetwornika nadawczego i kilku małych przetworników odbiorczych [9]. jej cechą charakterystyczną jest to, że przetwornik nadawczy generuje falę poprzeczną spolaryzowaną pod kątem 45° względem kierunków osi akustycznych materiału. anizotropia materiału powoduje rozłożenie wytworzonej fali na dwie czyste fale poprzeczne rozchodzące się z różnymi prędkościami, spolaryzowane zgodnie z kierunkami osi akustycznych materiału. rys. 1. układ przetworników (widok z góry) sześcioprzetwronikowej głowicy do pomiaru dwójłomności akustycznej w wieńcach kół monoblokowych ig. 1. transducer array (top) of six-transducer head to measure the acoustic birefringence monoblock wheel rims 159przegląd spawalnictwa 12/2013 małe przetworniki odbiorcze, ustawione wokół przetwornika nadawczego, mają parami polaryzacje zgodne z kierunkami osi akustycznych. dzięki temu każdy z nich reaguje jedynie na dochodzącą do niego falę o zgodnym kierunku polaryzacji. zaletą rozwiązania jest możliwość pomiaru dwójłomności bez konieczności obracania głowicy w czasie pomiaru oraz penetracja w przybliżeniu tego samego obszaru materiału falami o różnych kierunkach polaryzacji. układ przetworników w głowicy pokazano na rysunku 2. badania przeprowadzone na stalowych próbkach wykazały, że wyniki uzyskane tą głowicą są porównywalne z wynikami otrzymywanymi głowicą obracaną, z pojedynczym przetwornikiem nadawczo-odbiorczym. głowica taka była z powodzeniem zastosowana w pomiarach naprężeń w wieńcach staliwnych kół odlewanych [10]. jej zaletą okazało się wyraźne skrócenie czasu pomiaru (brak konieczności obracania głowicy). wadą natomiast szczególnie w przypadku kół odlewanych, charakteryzujących się wąską płaską powierzchnią po zewnętrznej stronie wieńca, była znaczna średnica głowicy. przy zastosowaniu przetwornika nadawczego o boku 12 mm średnica tulei obejmującej wszystkie 5 przetworników przekraczała 28 mm. łowica tr jprzetwornikowa wynikiem prac nad zmniejszeniem średnicy głowicy była głowica trójprzetwornikowa. dodatkowym powodem pracy nad tą głowicą była chęć zmniejszenia liczby przetworników (do każdego z nich trzeba przylutować dwa przewody, a stosowane wówczas przetworniki prod. cerad miały elektrody napylane cienką i trudno lutowaną warstwą srebra). nowa głowica prarys. 2. układ przetworników w nieobracanej, pięcioprzetwornikowej głowicy do pomiaru dwójłomności akustycznej ig. 2. the system of transmitters is not rotating of fivetransducers head for measuring acoustic birefringence cowała na tej samej zasadzie co głowica pięcioprzetwornikowa z tym, że zamiast czterech przetworników odbiorczych ustawionych na zewnątrz, zastosowano dwa przetworniki odbiorcze ustawione w otworze wyciętym w przetworniku nadawczym. schemat ułożenia przetworników pokazano na rysunku 3. przetworniki odbiorcze pochodziły z kółka wyciętego z przetwornika nadawczego. głowica ta wykazała swą przydatność w pomiarach naprężeń w kołach kolejowych i weszła na wyposażenie mierników debbie. zewnętrzna średnica stalowej tulei chroniącej zestaw przetworników została zmniejszona do akceptowalnych 22 mm. doświadczenia zdobyte w czasie prac nad głowicami i ich użytkowaniem wykazały, że głowice wieloprzetwornikowe wymagają korygowania wyników pomiaru dwójłomności o poprawkę, indywidualną dla każdej głowicy. wynika to z tego, że przetworniki głowicy, wskutek błędów wykonawczych, nie leżą idealnie w jednej płaszczyźnie. jeśli w głowicy pokazanej na rysunku 5 jeden z przetworników odbiorczych leży nieco wyżej (dalej od powierzchni materiału) niż drugi przetwornik odbiorczy, to czas przejścia fali do tego przetwornika jest dłuższy. przykładowo, jeśli różnica ta wynosi 0,05 mm, to czas przejścia fali do wyżej położonego przetwornika jest o 35 ns dłuższy. w przypadku pomiaru naprężeń obwodowych w wieńcach kół kolejowych oznacza to stały, charakterystyczny dla danej głowicy błąd pomiaru równy ok. 20 mpa. poprawki dla każdej z głowic wyznaczane były początkowo na próbkach o znanej lub bliskiej zeru dwójłomności akustycznej. obecnie wyznaczane są na izotropowych próbkach szklanych. rys. 3. układ przetworników w nieobracanej, trójprzetwornikowaej głowicy do pomiaru dwójłomności akustycznej ig. 3. the system of transmitters is not rotating of threetransducers head for measuring acoustic birefringence 160 przegląd spawalnictwa 12/2013 łowice do badania k ł z żytych metodą przep szczania problemem w pomiarach dwójłomności w skrajnie zużytych kołach kolejowych, o małej grubości wieńca, są odbicia fal od jego bocznych powierzchni. pokazano to schematycznie na rysunku 4. zmniejszenie rozbieżności wiązki, które mogłoby uchronić od odbić od bocznych powierzchni, można osiągnąć powiększając, wielkość przetwornika i podnosząc częstotliwość fal. w przypadku kół zużytych zwiększanie średnicy głowicy nie jest możliwe. nie jest też możliwe, ze względu na wzrost tłumienia fal, wystarczająco wyraźne podniesienie częstotliwości fal poprzecznych. jedyną metodą na pomiar dwójłomności w takich kołach wydaje się skorzystanie z techniki przepuszczania, z głowicą nadawczą połączona z jednym, a odbiorczą z drugim licem wieńca. wykonano głowicę nadawczą z przetwornikiem spolaryzowanym pod kątem 45o przyłączoną do szerszej, wewnętrznej powierzchni wieńca i małą głowicę odbiorczą mieszczącą się na wąskim, zewnętrznym licu zużytego koła. cechą głowicy odbiorczej powinna być niezależność wyniku pomiaru od wzajemnego, nie zawsze idealnie osiowego ustawienia obu głowic. w tym celu głowica odbiorcza została wyposażona w cztery małe, ułożone w szachownicę przetworniki. układ przetworników w tej głowicy pokazano na rysunku 5. zewnętrzna średnica tulei chroniącej przetworniki odbiorcze wynosiła jedynie 10 mm. zakładano, że odbiór fal o wzajemnie prostopadłych kierunkach polaryzacji, przetwornikami ułożonymi parys. 4. możliwe drogi fal podczas badania metodą echa koła skrajnie zużytego ig. 4. the possible ways of waves during the test method used echo extreme wheel rami w szachownicę, uniezależni wynik pomiaru od nieznacznych odchyleń położenia głowicy odbiorczej od osi wiązki nadawanej przez głowicę nadawczą. pomiary wykonane prototypowym zestawem wykazały, że ze względu na wahania sprzężenia akustycznego pod głowicą odbiorczą (sprzęganą często do nierównej, zdeformowanej i wąskiej powierzchni czoła zużytego koła) dają wyniki obarczone rozrzutem +/-50 mpa. znaczny rozrzut wynikał również z faktu, że w technice przepuszczania droga fal w materiale jest o połowę krótsza niż w technice echa. stąd względna dokładność pomiaru czasu przejścia jest dwukrotnie gorsza. łowice w kładzie sandwicz ciekawą perspektywę w poszukiwaniu układów mało wrażliwych na zmiany sprzężenia akustycznego stanowią przetworniki typu sandwicz. jeśli przetworniki odbiorcze ułożone zostaną jeden nad drugim, to fala docierająca do każdego z nich będzie przechodziła przez dokładnie tę samą warstwę sprzęgającą. na rysunku 6 pokazano w przekroju możliwy „sandwiczowy” układ przetworników w głowicy trójprzetwornikowej. w otworze przetwornika nadawczego o kierunku polaryzacji 45o ustawione są dwa okrągłe przetworniki odbiorcze. dolny o polaryzacji a i górny o polaryzacji b. ponieważ dolny przetwornik jest warstwą, przez którą fala musi przejść docierając do przetwornika górnego, jego grubość powinna wynosić 1/4 długości fali. oznacza to, że częstotliwość rezonansowa dolnego przetwornika powinna być dwukrotnie wyższa niż przetwornika górnego. rys. 5. układ przetworników w miniaturowej głowicy odbiorczej do metody przepuszczania ig. 5. system in miniature sensors to pick-up transmission method rys. 6. przekrój przetworników w „sandwiczowym” układzie głowicy trójprzetwronikowej ig. 6. cross transmitters as sandwich type in the three-transducers head system. 161przegląd spawalnictwa 12/2013 literat ra [1] benson r., realson v.g., acoustoelasticity, produkt ingineering, nr. 29, 1959. [2] rollins f.r., study of methods for non-destructive measurement of residua stress, wadd technical report, part i, 1959, s. 56-69. [3] deputat j.: własności i wykorzystanie zjawiska elastoakustycznego do pomiarów naprężeń własnych, prace ippt, nr 28/1987. [4] jacquot t., nogues m. and hofmann u.: residual stress analysis on heavy plates by ultrasonic testing rev. met. paris, n°10 (october 2003), s.1023-1027 [5] mackiewicz s., szelążek j., gutkiewicz p.,: ultradźwiękowe badania degradacji pełzaniowej stali stosowanych w energetyce, mat. xix seminarium szkoleniowego „badania nieniszczące”, zakopane, 12-15 marca 2013, s.39-60. [6] crecraft d.i.: launching ultrasonic shear waves in solids a normal incydent by pressure coupling, j. sound vibr., vol. 4, 1964, s.381-387. [7] crecraft d.i., the measurement of applied and residua stresses in metals rusing ultrasonic waves, j. sound vib., vol 5 (i), 1967, s.173-192. [8] effect of frequent braking on residual stress field in the wheel rim, office of research and experiments uic, b-169 report 2, utrecht 1989. [9] szelążek j.: głowica ultradźwiękowa do pomiaru dwójłomności akustycznej, patent nr pl 167941, 22 listopada 1995. [10] schramm r.e., szelążek j., clark, jr. a.v.: dynamometerinduced residual stress in railroad wheels: ultrasonic and saw cut measurements, nistir 5043, report no. 30, national institute of standards and technology, boulder, march 1995. badania prowadzone tak wykonanymi głowicami wykazały, że w pomiarach naprężeń w kołach kolejowych o wyraźnej teksturze (znaczna wartość bt we wzorze na dwójłomność) dostarczają one błędnych wartości. jest to spowodowane tym, że całkowita dwójłomność materiału wieńca koła w znacznym stopniu wywołana jest teksturą stali. w odróżnieniu od dwójłomności naprężeniowej, wartość dwójłomności teksturalnej jest silnie zależna od częstotliwości. powodem błędów było więc zastosowanie różnych częstotliwości fal o wzajemnie prostopadłych kierunkach polaryzacji. natomiast w pomiarach materiałów o zerowej lub bardzo niskiej teksturze, głowica typu „sandwicz” skutecznie redukuje wpływ sprzężenia akustycznego na wyniki. 201410_pspaw.pdf 12 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 detekcja wad squat   w szynach kolejowych detection of squat defects in railway piotr bojarczak dr hab. inż. piotr bojarczak – uniwersytet technologiczno-humanistyczny w radomiu. autor korespondencyjny/corresponding author: bojarczp@wp.pl wstęp stan toru kolejowego, którego elementem są szyny kolejowe, ma istotny wpływ na bezpieczeństwo ruchu pociągów. z tego względu konieczna jest okresowa kontrola jego stanu. obecnie w polsce diagnostyka szynowa jest prowadzona wyłącznie z wykorzystaniem techniki ultradźwiękowej [1]. wykorzystywany jest do tego celu zautomatyzowany, ultradźwiękowy wagon defektoskopowy. technika ta umożliwia wykrywanie wad znajdujących się pod powierzchnią główki szyny. jednak okazuje się ona mało skuteczna w przypadku wad powierzchniowych szyn. takimi wadami są wady typu squat (rys.1), występujące na powierzchni główki szyny. istnieją co prawda techniki oparte na metodach prądów wirowych [2] umożliwiające wykrywanie tego typu wad, jednak ich praktyczne zastosowanie w warunkach, jakie panują na szlaku kolejowym, jest bardzo trudne, a często wręcz niemożliwe. jak podano w pracy [3], wady squat w roku 2011 oraz 2012 były powodem odpowiednio 340 oraz 488 złamań oraz pęknięć szyn kolejowych. stanowiło to ok. 19% wszystkich złamań i pęknięć powstałych na liniach kolejowych. zastosowanie technik wizyjnych stanowi alternatywny sposób wykrywania wad tego typu. streszczenie stan toru kolejowego ma istotny wpływ na bezpieczeństwo ruchu kolejowego. do tej pory na pkp stan toru był diagnozowany wyłącznie na podstawie badań ultradźwiękowych. pozwala to na wykrywanie wad znajdujących się wewnątrz szyny. metoda ta jest jednak zawodna, gdy wady znajdują się na powierzchni szyny lub bezpośrednio pod jej powierzchnią. wady typu squat należą do grupy wad, które nie mogą być wykryte tradycyjną metodą ultradźwiękową. skłoniło to autora do opracowania wizyjnych algorytmów detekcji tego typu wad. wykorzystano do tego celu bank filtrów gabora. w celu określenia najbardziej istotnych cech opisujących te wady wykorzystano technikę selekcji cech zależnych od rodzaju klasyfikatora. klasyfikacja (detekcja) wad przeprowadzona została wg klasyfikatora svm. uzyskano 94% skuteczność klasyfikacji. słowa kluczowe: squat, detekcja, szyny kolejowe abstract the state of the railway track has a significant impact on the safety of railway traffic. it is an important topic at the time of a steady increase in speed and the load of railway lines. until now, the state of rails of the polish railway lines has been verified exclusively by the ultrasonic method. it makes it possible to detect flaws occurring in the cross-section of the rail head. unfortunately, it is useless when surface flaws are located on or a few millimeters beneath the surface of the rail head. squat flaws belong to the group of flaws which are not detected by traditional methods. it has led the author to develop and verify algorithms allowing for automatic visual detection of squat flaws. a bank of gabor filters was used to detect these flaws. in order to select the most informative features describing the squats, sequential feature selection methods based on the wrapper technique were used. discrimination among areas with squat and areas without squat is performed. by an svm (support vector machine) classifier. in the case of this method, the detection rate was 94%. keywords: detection, rails 13przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 struktura systemu wizyjnego do detekcji wad squat autor w swoich badaniach, dzięki uprzejmości pkp plk s.a., wykorzystał pochodzące z bazy zdjęcia toru kolejowego. zostały one zarejestrowane przez system wizyjny zainstalowany na wagonie defektoskopowym. obrazy toru kolejowego podlegały wizualnemu sprawdzeniu przez operatora, czy wykryta przez aparaturę defektoskopową wada nie pochodziła np. od złącza szyn. system pełni więc rolę pomocniczą. składa się on z szybkich, kolorowych kamer klatkowych umiejscowionych na wózku jezdnym wagonu defektoskopowego, ksenonowych źródeł światła doświetlających obszar szyn oraz dwóch komputerów wyposażonych w 1gb ethernet, służących do rejestracji obrazów wideo pochodzących od zainstalowanych kamer (każdy z komputerów obsługuje 1 szynę toru). zarejestrowany przez niego strumień obrazów składa się z ciągu kolejnych niezachodzących na siebie fragmentów toru o długości 0,5 m każdy. zarejestrowane w ten sposób zdjęcia podlegały automatycznej analizie mającej na celu detekcję wad squat. zaproponowany algorytm ich detekcji składa się z następujących bloków: – bloku roi (region of interest) dla szyny, celem którego jest wyodrębnienie z obrazu fragmentu zawierającego szynę, – bloku ekstrakcji cech wad squat, celem którego jest wyselekcjonowanie najbardziej reprezentatywnych cech opisujących ten typ wady, – bloku detektora wad squat, celem którego jest detekcja obszaru szyny zawierającej tę wadę na podstawie uprzednio wydobytych cech. szczegóły dotyczące bloku roi wykorzystującego dwuwymiarową transformację falkową są przedstawione w [5]. detekcja wad squat może być potraktowana jako proces klasyfikacyjny. celem tego procesu jest przydzielenie obiektu na podstawie pewnych jego unikalnych cech (u nas występują dwa rodzaje obiektów: obszar szyny z wadą squat oraz obszar szyny bez wady squat) do jednej z dwóch grup: grupy zawierającej obiekty z wadami squat lub grupy obiektów niezawierających takich wad. proces ten obejmuje dwa etapy: ekstrakcję cech oraz klasyfikację, która w tym przypadku odpowiada detekcji. zakwalifikowaniu danej przez klasyfikator do pierwszej grupy odpowiada detekcja wady, natomiast zakwalifikowanie danej do drugiej grupy oznacza, że wada nie występuje – brak detekcji wady. etap ekstrakcji ma na celu wybranie unikalnych cech pozwalających na rozróżnienie między dwoma wyżej wymienionymi grupami obiektów. rys. 1. postać wad typu squat występująca na powierzchni szyny fig. 1. example of squat flaw occurring on the rail surface ekstrakcja cech wad squat autor, zainspirowany pracami [5, 6] dotyczącymi wykorzystania filtrów gabora w kontroli materiałów tekstylnych oraz w rozpoznawaniu obiektów, zaproponował ich użycie do ekstrakcji cech wad squat. do ekstrakcji cech został użyty bank n filtrów gabora. w tym celu rama (okienko) o stałym rozmiarze 172x132 (172 – długość, w której mieści się największa z rozpatrywanych wad, 132 – szerokość główki szyny) jest przesuwana z krokiem co jeden punkt po obrazie wycinka szyny uzyskanym w etapie ekstrakcji szyny (blok roi). dla każdego położenia ramy w obrazie przeprowadzana jest filtracja obrazu znajdującego się pod ramą przez bank n filtrów gabora. następnie każdy z n wyfiltrowanych obrazów poddawany jest nieliniowemu przekształceniu za pomocą funkcji wartości bezwzględnej jego elementów. w następnym kroku dla każdego z uzyskanych w ten sposób obrazów obliczana jest ich wartość średnia µi oraz wariancja σi. po obliczeniu wartości µ oraz σ dla wszystkich n obrazów są one podawane na wejście klasyfikatora. celem jest zaklasyfikowanie obrazu znajdującego się pod aktualnym położeniem ramy na podstawie odpowiadających mu n par (µi, σi) jako należącego do grupy obiektów zawierającej wady squat (detekcja wady) lub do grupy niezawierającej wad squat (wada nie występuje). kluczowymi kwestiami mającymi decydujący wpływ na jakość procesu detekcji tych wad są: wybór właściwej liczby n filtrów gabora, właściwy dobór parametrów dla każdego z filtrów oraz prawidłowy wybór rodzaju klasyfikatora. filtry gabora są próbą naśladowania działania komórek wizyjnych ssaków [7]. w przestrzeni dwuwymiarowej pojedynczy 2d (dwuwymiarowy) filtr gabora może być opisany następującą zależnością [8]: gdzie: j = -1, (x’, y’) są współrzędnymi obróconymi, σx oraz σy są standardowymi odchyleniami obwiedni gaussa odpowiednio wzdłuż osi x oraz y, f jest częstotliwością przestrzennego przebiegu sinusoidalnego, natomiast ɵ jest jego orientacją względem osi x. amplitudowa charakterystyka częstotliwościowa tego filtru może być uzyskana przez zastosowanie do wyrażenia (1) dwuwymiarowej transformacji fouriera (two dimensional discrete fourier trans form – 2d dft) [8]: (1) (2) 14 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 gdzie: σu = 1/(2πσx), σv = 1/(2πσy), (u’, v’) są współrzędnymi częstotliwościowymi obróconymi, u jest częstotliwością oscylacji wzdłuż osi poziomej obrazu (oś x), natomiast v jest częstotliwością oscylacji wzdłuż osi pionowej obrazu (oś y). wzór (2) przedstawia filtr pasmowy nastrojony na częstotliwość środkową f o paśmie określonym przez σu oraz σv. dzięki czterem parametrom filtru: f, ɵ, σx oraz σy możliwe jest dostrojenie filtru do zadanego zakresu częstotliwości, mającego wpływ na rozmiar analizowanych szczegółów w obrazie oraz określenie kierunku występowania szczegółów – parametr ɵ. prawidłowy dobór parametrów filtru ma decydujący wpływ na jakość procesu filtracji. ponieważ rozmiar oraz położenie (kierunek) analizowanych wad typu squat znacząco się zmienia, zastosowano banki (zbiory) filtrów gabora [9]. pomimo że funkcje filtrów gabora nie spełniają precyzyjnie wymagań dotyczących falek, w literaturze często nazywane są falkami gabora [9]. jeśli wzór (3) przedstawia postać falki bazowej gabora [9]: bank filtrów może być określony w oparciu o następującą zależność: (3) gdzie: p jest indeksem skali (rozmiaru) funkcji gabora, q indeksem jej orientacji, s całkowitą liczbą skal, natomiast l jest całkowitą liczbą orientacji banku filtrów gabora. jeżeli nałożymy pewne ograniczenia na α, σx oraz σy [9]: gdzie: fh oraz fi są odpowiednio maksymalną oraz minimalną częstotliwością obejmowaną przez amplitudowe charakterystyki częstotliwościowe odpowiadające bankowi tych filtrów, wówczas amplitudowe charakterystyki częstotliwościowe sąsiednich filtrów przylegają do siebie w punktach zdefiniowanych przez hmax(p,q), gdzie hmax(p,q) jest wartością maksymalną amplitudowej charakterystyki częstotliwościowej filtru gabora określonego przez indeksy (p,q). rysunek 2 przedstawia powyższe charakterystyki określone dla fi = 0,013, fh = 0,1, s = 4 oraz l = 6. rys. 2. przekroje amplitudowych charakterystyk częstotliwościowych dla 0,5hmax(p,q) dla banku filtrów gabora zdefiniowanych przez fi = 0,013, fh = 0,1, s = 4 oraz l = 6 fig. 2. half-peak magnitude response of gabor filters bank for fi = 0,013, fh = 0,1, s = 4 and l = 6 po przeanalizowaniu wielu obrazów szyn zawierających wady typu squat autor zdecydował się użyć banku filtrów gabora o następujących parametrach: fi = 0,013, fh = 0,1, s = 4 oraz l = 6 jako bazy do poszukiwania optymalnej postaci filtrów gabora. w wyniku tego uzyskano 24 filtry gabora o częstotliwościach środkowych pasma przepustowego równych 0,013, 0,042, 0,071, 0,1 oraz orientacjach: 0, π/6, 2π/6, 3π/6, 4π/6, 5π/6. rysunek 2 przedstawia odpowiadające im przekroje amplitudowych charakterystyk częstotliwościowych uzyskanych dla wartości 0,5hmax(p,q). proces konstrukcji klasyfikatora polega na wygenerowaniu na podstawie dostępnych danych reprezentujących zarówno grupę z wadami, jak i grupę bez wad, hiperpłaszczyzny separującej powyższe dwie grupy w m-wymiarowej przestrzeni cech. jeżeli maksymalny wymiar przestrzeni cech oznaczymy jako: (4) (5) gdzie: s jest liczbą skal banku filtrów (s = 4), l jest liczbą orientacji banku filtrów (l = 6), natomiast 2 jest liczbą cech – (μi, σi) uzyskanych dla każdego filtru gabora, to zadanie stawiane przed procesem selekcji cech będzie polegało na wyborze ze zbioru mmax cech podzbioru o możliwie najmniejszej ich liczbie zapewniających najlepszą separację powyższych dwóch grup danych (najmniejszą liczbę źle sklasyfikowanych obszarów szyny). algorytmy selekcji cech są często używane w dziedzinie bioinformatyki – stanowią istotne narzędzie diagnostyki medycznej. wykorzystywane są np. do selekcji genów pozwalających na rozróżnienie tkanek zdrowych i zaatakowanych nowotworem [10]. można podzielić je na dwie grupy: – metody wyboru cech pod względem ich indywidualnych właściwości od najlepszej do najgorszej (filter technique feature selection) [11] na podstawie 15przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 entropii, t-statystyki. wadą tej metody jest to, że podczas wyboru cech nie uwzględnia ona wzajemnych relacji między nimi, – metody wyboru cech dla konkretnego typu klasyfikatora (wrapper technique feature selection) [11] uwzględniającego jego błąd klasyfikacji (zdefiniowany jako stosunek liczby źle sklasyfikowanych danych do całkowitej ich liczby). metody te w trakcie wyboru cech uwzględniają wzajemne relacje. ze względu na ograniczony zakres artykułu przedstawiona zostanie metoda wyboru cech dla konkretnego typu klasyfikatora. cechy wybrane zgodnie z tą metodą zapewniają najmniejszy błąd klasyfikacji (najlepszą detekcję wad squat). w tym celu z ogromnej ilości zdjęć toru zarejestrowanych przez system wybrano te zawierające wady squat, a następnie w sposób ręczny wyodrębniono same wady. każda z wad mieściła się w obrazie o rozmiarze 172x132 odpowiadającemu rozmiarowi ramki. w wyniku tego uzyskano 600 przykładów obrazów wad. dodatkowo zarejestrowano również 600 obrazów o rozmiarze 172x32 odpowiadających fragmentom szyn niezawierających wad squat. zgodnie z [11] proces selekcji cech wymaga, aby dane używane w nim były inne od danych użytych do konstrukcji samego klasyfikatora. z tego względu dane zawierające obrazy wad zostały podzielone w sposób losowy na dwie grupy: 300 danych użytych w procesie selekcji cech oraz 300 danych użytych do konstrukcji klasyfikatora. również dane zawierające fragmenty szyny bez wad podzielono w ten sam sposób. za optymalną metodę selekcji cech uznano tę, która zawierała podzbiór o minimalnej liczbie cech zapewniający najmniejszy błąd klasyfikatora, przy czym dane używane do konstrukcji klasyfikatora zawierały cechy wyselekcjonowane przez odpowiedni algorytm selekcji cech. jako klasyfikator została użyta sieć svm (support vector machine) ze względu na teoretycznie najmniejszy błąd klasyfikacji [12]. rysunek 3 przedstawia zależność współczynnika klasyfikacji zdefiniowanego jako: numer cechy indeks skali filtru (p) indeks orientacji filtru (q) μ lub σ uzyskane dla filtru gabora zdefiniowanego przez (p,q) 3 1 2 μ 8 1 4 σ 16 2 2 σ 24 2 6 σ 26 3 1 σ 32 3 4 σ tablica i. sześć najistotniejszych wyselekcjonowanych cech table i. six selected the most important features optymalne rozwiązanie należy uznać sieć svm z funkcją jądra o postaci wielomianu trzeciego stopnia wraz z sześcioma wyselekcjonowanymi dla niej cechami, dla których współczynnik klasyfikacji był największy. (6) od ilości wybranych cech dla sieci svm z trzema rodzajami funkcji jąder: liniowym, gaussowskim oraz wielomianu trzeciego stopnia. w tym przypadku jako klasyfikator wad squat jeżeli pojedynczą daną (wycinek szyny) potraktować jako punkt x rm w przestrzeni m-wymiarowej (m jest liczbą wyselekcjonowanych cech), to celem klasyfikatora będzie stworzenie w oparciu o dostępne dane, czyli zbiór uczący składający się z z par (xi, di), i = 1…z, hiperpłaszczyzny separującej powyższe dwie grupy danych. symbol di jest liczbą (etykietą) przyjmującą wartości +1, gdy xi należy do pierwszej grupy danych, lub -1, gdy xi należy do drugiej grupy danych. w przypadku użytego klasyfikatora opartego na sieci svm (support vector machine) wygenerowana hiperpłaszczyzna separująca przyjmuje położenie optymalne, tzn. zapewniające maksymalny margines separacji [12]. jest on określany przez maksymalizację odstępu między danymi obu klas położonymi najbliżej siebie. jeżeli dane nie są separowane liniowo, co oznacza, że nie można poprowadzić hiperpłaszczyzny separującej powyższe dwie grupy danych, przeprowadzane jest nieliniowe rzutowanie m-wymiarowej przestrzeni wejściowej w r-wymiarową przestrzeń cech (nie mylić z cechami uzyskanymi z algorytmu selekcji cech) za pomocą funkcji φ(x), przy czym r > m [12]. system jest nadal liniowy, przy czym zgodnie z [12] rzutowanie to powiększa wymiar przestrzeni, zwiększając prawdopodobieństwo, że liniowo nieseparowane dane w przestrzeni m-wymiarowej będą liniowo separowane w nowo uzyskanej przestrzeni. w praktyce zamiast funkcji φ(x) stosuje się tzw. funkcję jądra k(x, xi). funkcja jądra może przyjmować postać liniową, wielomianową bądź też gaussowską. przy czym w przypadku jądra liniowego separacja odbywa się w oryginalnej m-wymiarowej przestrzeni (nie ma zwiększenia jej rys. 3. zależność współczynnika klasyfikacji sieci svm od liczby wybranych cech fig. 3. classification rate for svm versus the number of selected features ∈ 16 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 wymiaru), natomiast dla pozostałych jąder separacja odbywa się w nowej, zwiększonej przestrzeni cech. jako klasyfikator wykorzystano sieć svm z funkcją jądra o postaci wielomianu trzeciego stopnia – dla niej uzyskano największy współczynnik klasyfikacji (rys. 3). do jej konstrukcji zostały użyte dane nieuczestniczące w procesie wyboru cech. dane zawierające wady w ilości 300 zostały podzielone w sposób losowy na dwie grupy. pierwsza grupa zawierająca 153 danych została użyta w procesie uczenia klasyfikatora (konstrukcji hiperpłaszczyzny), natomiast druga grupa zawierająca 147 danych została użyta do testowania działania klasyfikatora po procesie jego uczenia. w podobny sposób podzielono dane bez wad. każda z podawanych na wejście klasyfikatora danych składała się z wyselekcjonowanych cech przedstawionych w tablicy ii. obszar sklasyfikowany jako obszar współczynnik klasyfikacji z wadą bez wady % z wadą 134 13 94,5 bez wady 4 157 tablica ii. macierz pomyłek dla klasyfikatora przeprowadzającego detekcję wad squat table ii. confusion matrix for the classifier performing the detection of squat defects literatura [1] p. lesiak : mobilna diagnostyka szyn w torze kolejowym; monografia habilitacyjna, wydział transportu politechniki warszawskiej, 2008. [2] i. elshafiey, l. lalita udpa.: a new eddy current imaging system for enhancement of nondestructive evaluation; ndt.net, vol. 9, 2004, internet http://www.ndt.net/article/mendt03/elshaf/elshaf.htm [3] m. migdal: istotne czynniki warunkujące wybór strategii szlifowania szyn; vi konferencja naukowo-techniczna infraszyn, 2013. [4] p. bojarczak : visual algorithms for automatic detection of squat flaws in railway rails; insight – non-destructive testing and condition monitoring, the journal of the british institute of non-destrictive testing. vol. 6 july, 2013. [5] k. jain, n. ratha, s. lakshmanan: object detection using gabor filter; pattern recognition. vol. 30, no. 2, (295-309), 1997. [6] a. kumar, gkh. pang: defect detection in textured materials using gabor filters; ieee transactions on industry applications, vol. 38, no. 2, (425-440), 2002. [7] c. mandriota, m. nitti, n. ancona, a. distante: filter-based feature selection for rail defect detection; machine vision and application, springer, vol.15, (179-185), 2004. [8] j-k. kamarainen: feature extraction using gabor filters; phd dissertation, lappeenranta university of technology, finland, 2003. [9] y. rubner, c. tomasi: perceptual metrics for image database navigation; kluwer academic publishers 2004. [10] i. guyon, j. weston, s. barnhill, v. vapnik: gene selection for cancer classification using support vector machines; machine learning, kluwer academic publishers, (389-422), 2002. [11] y. saeys, i. inza, p. larranaga: a review of feature selection techniques in bioinformatics; bioinformatics advance access, 2007. [12] b. scholkopf, a. smola: learning with kernels, support vector machines, regularization, optimization and beyond; mit press, cambridge, massachusetts, london, 2002. wnioski zaprezentowany algorytm może stanowić alternatywny sposób wykrywania wad powierzchniowych typu squat. zastosowanie banków filtrów gabora wraz z algorytmami selekcji cech umożliwiło zdefiniowanie sześciu reprezentatywnych cech opisujących wady tego typu. z kolei użyty klasyfikator svm umożliwił dyskryminację na podstawie wcześniej określonych reprezentatywnych cech między obszarem szyny zawierającym wadę a niezawierającym jej. zważywszy na licznie występujące na szynie zabrudzenia, uzyskany 94,5% współczynnik klasyfikacji wydaje się być rezultatem bardzo dobrym. poniżej zaprezentowano rezultaty działania klasyfikatora (dla danych testujących, nieuczestniczących w procesie wyboru cech oraz procesie uczenia klasyfikatora). 201312_pspaw_cz3 209przegląd spawalnictwa 12/2013 chunguang xu hongbo wang ultrasonic fields and inspection of composites pola ultradwiękowe i badania kompozytów prof. ch ng ang ph. ., st dent ongbo ang – beijing institute of technology, china. streszczenie w pracy przedstawiono wyniki symulacji komputerowej i wyniki pomiarów rozkładu ciśnienia akustycznego fal przechodzących przez płyty kompozytowe o różnych grubościach. symulacje wykonano dla głowicy ogniskującej pracującej w zanurzeniu. wpływ kompozytu na kształt wiązki przejawia się głównie w skróceniu długości ogniskowej. w badaniach eksperymentalnych zastosowano głowic o częstotliwości 1 mhz pracujące w zanurzeniu, a badaniu podlegały rozkłady pola akustycznego po przejściu fal przez zbrojone włóknem węglowym próbki kompozytowe o grubościach od 10 do 25 mm. w drugiej części przedstawione są wyniki badania zakrzywionych próbek kompozytowych zawierających wady sztuczne. badania wykonano metodą przepuszczania głowicami ze sprzężeniem strumieniem wody. głowice prowadzone były przez dwa współpracujące roboty. abstract composites are widely used in aerospace, shipbuilding, automobile industry and other fields. reliability and effectiveness of composites whose primary structural components are fiber-reinforced material need a significant demand for nondestructive testing. mathematical modeling has evolved as an important tool to providing an aided analysis and optimize experimental setups [1]. modeling will help to reveal the quantitative features relationship in ultrasonic physical phenomena and to accelerate the development of new ndt techniques. gaussian beam superposition technique has been developed for homogeneous anisotropic materials and extended to simulate in inhomogeneous structures [2]. modeling the transducer generated sound beam in composites is very difficult, especially when the geometry structure and the material component are complex. however, methods based on the paraxial approximations that model the transducer wave field with a superposition of gaussian beams are computationally efficient and well behaved[3]. in this paper, the multi-gaussian beam model for calculating ultrasonic acoustic field in anisotropic material is introduced and developed to calculate the propagation and penetration of gaussian beams in composite materials. it is presented that numerical simulations and experimental results of transmitted ultrasonic field for composites with different thickness are effective. accuracy of the proposed model is verified by comparing model-based predictions with experimental results. automated ultrasonic scanning technology by means of immersion tank and squirter has been extensively applied in composite quality inspection [4]. but the reliability and repeatability of inspection results are strongly depend on the understanding of ultrasonic propagation model in composites [5]. 210 przegląd spawalnictwa 12/2013 theory multi-gaussian beam model is used to simulate a sound field of immersion transducer radiating into an anisotropic solid. most transducer beam models that use a superposition of gaussian beams rely on works of wen and breazeale [6], who showed that the wave field of a circular piston transducer radiating into a fluid could be accurately synthesized by as many as 10 to 15 gaussians. trasonic e d mode using mgb technique, sound pressure distribution of piston transducer in water is: where: an, bn are complex-valued expansion coefficients that need to be determined to match the velocity field on the face of the transducer; a is radius of the transducer; k = 2π/ λ is the wave number; xr=ka 2/2 is the rayleigh distance. a ssian beams in anisotropic edia in an anisotropic medium, we can write down the wave field from a piston transducer, where: where, is the transmission coefficient at the interface of layer m and m+1, c m γm is the speed of wave γ in layer m (m= 1, 2, ..., m), sm is the wave propagating distance in layer m. ig. 1. ultrasonic field simulation (x-z plane): a) ultrasonic field simulation in water, b) transmitted ultrasonic field behind 10 mm carbon fiber composite plate, c) transmitted ultrasonic field behind 20 mm carbon fiber composite plate, d) transmitted ultrasonic field behind 25mm carbon fiber composite plate rys. 1. wyniki symulacji pola ultradźwiękowego (płaszczyzna x-z) a) b) c) d) we used a focusing probe whose center frequency is 5 mhz, crystal diameter is 12.7 mm and focal distance is 76.2 mm in following experiments. fig. 1 shows the probe’s ultrasonic field in water and in the composite plate. it can be seen clearly that the focal distance in composite material is shortening, mainly because that the speed of ultrasonic wave in the composite plate is much bigger than in the water. xperimenta res ts and disc ssion fig. 2 shows that the focal distance behind composite plate is shorter than in water. it is because of sound velocity in metal and composite plate is faster than in water. this is consistent with the previous simulation in fig. 1. ig. 2. x-z plane transmitted ultrasonic field measurements rys. 2. wyniki pomiarów pola ultradźwiękowego w płaszczyźnie x-z inspection of part with c r at res c r ed s rface trajectory in order to ensure more ultrasonic signals transmitted through composites, the transducer should automatically move along the curved surface (as shown in fig. 5). therefore, surface following can be described as a scanner’s ability to do a controlled displacement of one or multiple axes, with the objective to move around a curved, round, or inclined surface [7]. performing an automatic inspection must be based on the knowledge of the composites geometry. this can be achieved using different techniques ranging from manual teaching of the surface coordinates by using ultrasonic signals, 211przegląd spawalnictwa 12/2013 optical or mechanical apparatus, or through the use of the workpiece design drawings. once the surface coordinates and orientation are known, the motion control technology may calculate a scanning path in which the ultrasonic transducer can move along. ig. 3. curved surface trajectory rys. 3. trajektoria głowic wzdłuż zakrzywionej powierzchnii xperimenta res ts ultrasonic inspection was performed on an area of curved glass fiber composite part (500 mm×500 mm×5 mm) containing artificial defects. this sample was inspected using two 1 mhz focused transducers (f = 1.5”) with a diameter of 0.5”. fig. 4 displays the twin-robot ultrasonic testing system. an automatic inspection was performed with stable water path and proper probe orientation. c-scan ig. 4. twin-robot ultrasonic testing system rys. 4. układ dwóch robotów do automatycznych badań ultradźwiękowych ig. 5. c-scan images of curved composites rys. 5. wyniki badania zakrzywionych kompozytów w postaci c-skanów images of curved glass fiber composites containing artificial defects were obtained. the c-scan results (fig. 5) show a mapping of the structure and internal artificial defects. conc sions a mgb model described the wave field in composites has been given. by measuring transmitted ultrasonic filed, focal distance has been calculated. in order to ensure more ultrasonic signals transmitted through composites, the transducer should automatically move along the curved surface. a twin-robot automatic testing system is employed to accomplish automatic inspection of composites with curvatures. literat ra [1] m. spies. 2000. “modeling of transducer fields in inhomogeneous anisotropic materials using gaussian beam superposition.” ndt&e international. 33(3), pp. 155-162. [2] l. w. schmerr jr., a. sedov. 2003. “a modular multi-gaussian beam model for isotropic and anisotropic media”. in review of progress in qnde, 22, ny, pp. 828-835. [3] r. huang, l. w. schmerr, a. sedov. 2007. “multi-gaussian beam modeling for multi-layered anisotropic media, i: modeling foundations. ” research in nondestructive evaluation. 18(4), pp. 193-220. [4] t. d orazio, m. leo, a. distante, c. guaragnella, v. pianese, g. cavaccini. 2008. “automatic ultrasonic inspection for internal defect detection in composite materials.” ndt & e international, vol. 41, pp. 145-154. [5] k. yuan, z. han, b. wang. 2009. “water-squirting ultrasonic c-scan testing system for composite materials.” aeronautical manufacturing technology, vol. 15, pp. 101-103. [6] j. j. wen, m. a. breazeale. 1988. “a diffraction beam field expressed as the superposition of gaussian beams.” journal of the acoustical society of america. 83(5), pp. 1752-1756. [7] ma h w, zhang x h, wei j. 2002. “research on an ultrasonic ndt system for complex surface parts.” journal of materials processing technology, vol. 129, no. 3, pp. 667-670. acknow edgements the authors would like to acknowledge the key national science & technology projects of china (2011zx04014-081) and program of international s&t cooperation (2012dfa70260). 1022-2116-1-pb.pdf 13welding technology review vol. 91 2/2019 analysis of welding plans for the energy pipeline mgr inż. wojciech cichoński – urząd dozoru technicznego; prof. dr hab. inż. jacek słania – czestochowa university of technology, poland corresponding author: jacek_slania@poczta.onet.pl introduction pipeline can be defined as a conduit or a conduit system consisting of elements that, when connected to each other in a pressure system, are used to transport liquids within the installation [1]. one of many types of pipelines found in industry are so-called energy pipelines, which term is used for pipelines transporting steam within the power unit (i.e. a unit composed of a steam boiler and a turbogenerator). parameters of steam used to power the steam turbine in domestic system power plants reach about 28 mpa and 610 °c (boiler bb-2400 in bełchatów power station), which means that both the production of such a pipeline and its operation is subject to many restrictions. it is not surprising, therefore, that these specific pressure devices, such as power pipelines, have been subject to technical supervision in accordance with the regulation of the council of ministers of 7 december 2012 on the types of technical devices subject to technical supervision (journal of laws 2012 no. 0, item 1468), where they are defined as pipelines connecting the boiler with the turbogenerator. the device category defined by the legislator includes: a) in the power unit: 1) a pipeline leading the fresh (originally superheated) steam from the superheater to the high-pressure turbine part, between the main steam stop valve or the boi ler welded joint and the welded joint connecting the pipeline with the turbine quick-closing valve, without this valve; wojciech cichoński, jacek słania 2) a pipeline leading steam from the outlet of the high pressure turbine part to the superheater, between the welded joint connecting the pipeline with the back valve at the turbine outlet or the turbine outlet nozzle and the welded joint connecting the pipeline to the inlet port of the superheater; 3) a bypass pipeline, together with a reduction and cooling station, connecting the steam pipeline leading to the turbine, with the outlet steam pipeline from the high-pressure turbine part; 4) pipeline leading steam superheated from the boiler to the medium pressure part of the turbine with branches leading to steam station and safety valves, between the welded joint connecting the pipeline to the boiler outlet nozzle and the welded joint connecting the pipeline with the quick-closing valve part of the medium-pressure turbine; 5) branch pipes from the pipelines listed in point 1÷4, to the first shut-off valve or safety equipment, together with these devices; b) in the collector system: 1) pipeline between the steam outlet from the superheater and the collector or collectors; 2) collectors with connecting pipelines; 3) pipeline connecting the collector with the turbine; 4) branch pipes from those mentioned in point 1÷3, including safety accessories or first shut-off fittings. keywords: welding plan; pipeline; energetics doi: http://dx.doi.org/10.26628/wtr.v91i2.1022 abstract standards requirements for welding plans for energy pipeline repairs are presented. examples of welding plans for pipeline repair are presented. the usefulness of various forms of presenting welding plans was compared – in tabular form and in the point form. it was shown that regardless of the form of the welding plan, it facilitates control of both the course of the manufacturing process and the requirements set by the product standard. 14 welding technology review vol. 91 2/2019 fig. 1. table 7 from annex ii to the ped 2014/68/eu directive, on the basis of which the steam pipeline is classified as one of three hazard categories. sep sound engineering practice table i. conformity assessment table legal conditions the newly built energy pipeline, as a pressure device, must meet the requirements resulting from the pressure directive ped 2014/68/eu (entered into force on july 19, 2016 replacing directive 97/23/ec, implemented by the regulation of the minister of development into polish legislation [2]) so that it can be placed on the markets of the european union. the starting point for defining the requirements are the operating parameters (maximum allowable pressure ps (in bars)), size (in the case of pipelines nominal diameter dn) and to which group the medium belongs (steam – gas – group 2). having this data and using table 7 (or rather chart 7 in annex ii of the ped directive), it can be determined which of the three risk categories the pipeline is eligible for. the membership in the category shows which conformity assessment modules should be used by the manufacturer (compliance scoreboard, annex ii of the ped directive, table i), which translates into specific requirements that must be met. most power pipelines belong to the third risk category, as according to the commentary on table 7 (fig. 1), if the pipeline is classified in category ii, but the temperature of fluid in it is higher than 350 degrees celsius, it should be considered as part of category iii. what’s more, the manufacturer has the right to choose a higher category than that shown in table 7. independent of the choice of category, the manufacturer must conduct a pipeline conformity assessment with the minimum requirements of the ped directive, taking into account the assumed reference conditions. a notified body is supervised over the course of this process, the degree of involvement of which results from the adopted module/ combination of conformity assessment modules. reference conditions the simplest way to create a pressure device that meets the requirements imposed by the ped directive is the application of the product standard, which is harmonized with the directive, i.e. the application of the harmonized product standard automatically ensures that the product meets the requirements of the directive. with regard to newly manufactured industrial pipelines, the most commonly used harmonized standard in europe is pn-en 13480: 2017 „metal industrial pipelines”. this document comprehensively considers issues related to the production of the pipeline, i.e. materials, strength calculations, production and assembly, control, etc. it is worth paying attention to the unofficial seventh part of the standard – unofficial, published as technical report cen/tr 13480-7 [3], a practical guide to the conformity assessment process. irrespective of the risk category under which the pipeline is subject, the next stage is to become acquainted with annex iii of the ped directive describing the requirements resulting from individual conformity assessment modules. depending on the selected module/module combination, the following requirements related to the production area can be distinguished: – materials used to build the pipeline comply with material standards harmonized with the ped directive, or admitted on the basis of the european approval of materials or the one-time permission of materials (pma); – having inseparable connection technologies approved by a notified unit; – personnel making inseparable connections are certified by a notified unit or recognized third party organization to an appropriate extent; – personnel performing non-destructive testing of inseparable connections are certified by a recognized third-party organization to an appropriate extent; – plastic forming of elements (forming, bending) and heat treatment (if required) should be performed based on the technology approved by the notified unit. it should be emphasized that the requirements set by the ped directive are minimum requirements that must be met at the design and production stage. in practice, more stringent and more extensive reference conditions result from the adopted harmonized product or material standards. for example, in the fifth part of the standard, i.e. in pn-en 13480-5 [4] concerning control and testing, there is tab le 8.4.2 „acceptance criteria for surface non-conformities”, which, depending on the category to which the pipeline belongs, sets acceptable levels of quality (b, c or d) for visual tests of vt according to pn-en iso 5817 [5] for individual welding non-conformities defined by pn-en iso 6520-1 [6]. it turns out that in some cases, welding non-compliance in level b may not meet the requirements of the product standard. an example is the flooding (5011) – according to level b in pn-en iso 5817, the maximum permissible value cannot exceed 0.5 mm for welded thickness t > 3 mm, while the product standard pn-en 13480-5 limits this value to 0.3 mm for a range of 6 mm ≤ t <16 mm. taking into account such nuances by the manufacturer resulting from the product standard used is subject to detailed verification by a notified unit. i = module a ii = modules a2, d1, e1 iii = modules b (project type) + d, b (project type) + f, b (production type) + e,b (production type) + c2, h iv = modules b (production type) + d, b (production type) + e, g, h1 15welding technology review vol. 91 2/2019 table ii. example of a plan for welding and testing of a steam pipeline during the conformity assessment process there are inspections of representatives of the notified unit, during which the manufacturer is asked to submit relevant documentation allowing to verify whether the activity complies with the approved design documentation, welding plan and control or product standard (e.g. during a visit to the workshop, verification a welder’s certificate with a range of basic variations of the welding process instructions provided for the welded joint made by this welder). all as-built documentation, the scope of which was agreed at the design approval stage (protocols from required destructive and non-destructive testing, plastic processing, heat treatment after welding, welding log, list of materials used, list of authorized personnel together with certificates, etc.) is usually subject to thorough analysis from the notified unit. one of the key elements is the welding plan approved at the design control stage, which is verified with the actual welding log, which in effect allows to assess the correctness of the implementation of inseparable joints. this means that a clearly defined welding plan helps the producer to organize the technological documentation, which is also very useful when checking the as-built documentation by the notified unit. on the example of the welding and inspection plan shown below, taken from industrial practice, it can be stated that the welding plan is enriched with a number of additional information, e.g. on heat treatment after welding, scope and type of non-destructive testing, hence it often becomes a welding and research plan. such a tabbed document with a corresponding isometric projection of the pipeline, on which individual welds are marked, allows to collect the most important information in one document. welding plans are also useful for the operation of pressure equipment. in the case of any repair or modernization of such a document, it is very easy to control the course of the repair and the necessary technological and quality documentation. most often welding plans for renovation needs take a descriptive form, taking into account the technological aspects of repair, as in the example below. technological welding plan most often, this form is used for pipelines with smaller diameters and lengths, and thus a smaller number of welds. it is a popular solution in the case of pipelines covered by supervision when it is necessary to repair such a device – then the necessary formalities before commencement of works is to agree on the documentation of repair from udt in accordance with the technical supervision act [7]. in such cases, the welding plans describe step by step the course of repair together with the technological aspects of the process. |the following is a fragment of such a study on the example of a steam pipeline repair consisting in the replacement of a pipeline section. the direct cause of the repair were cracks detected in periodic tests in the area of heat affected zone connecting the drainage pipe to the pipeline. it was decided to cut out a part of the pipeline with a stub pipe and weld an insert in that place with the previously welded pipe stub: the pipeline repair course: – cut a piece of pipeline ø 273 x 14 mm in the places marked on the drawing; – prepare the face of the cut pipe for welding by making bevels and whitewashing the inner and outer wall; – in the place of the cut part of the pipeline, a measurement should be made, on the basis of which the insert dimension will be determined. the dimension of the insert must be reduced by approx. 5 mm per side in order to give room for the weld to be made; – inserts prepared in this way (13crmo4-5) should be inserted in place of cut out fragments, and then align and make tack welds; – after tacking, inspect visually to detect any centric overloads; – in the case of correctly made tack welds, it is possible to start welding the circumferential weld. for this purpose, preheat the material according to the instruction no. wps 141/111, according to which the penetration, filling and face should be made (combination of methods 141 and 111); – the joint made in this way should be heat treated based on the pwht-5.1 instruction, the result of which should be verified by measuring the hardness. the maximum permissible values are given in the pwht working instructions; – after finishing the heat treatment, perform a visual inspection of the machined joints – 100% range in accordance with the test standard pn-en iso 17637 [8] and weld assessment in accordance with the quality level specified in section 3.3.1.2 according to wudt-uc-wo / 11 [9] ; – after a positive vt test, perform surface tests using the mt method – a range of 100% of welded joints. the test shall be carried out in accordance with the test standard pn-en 17638 [10], quality level according to pn-en iso 23278 [11] acceptance level 2. – if the result of the mt test is positive, volumetric tests of the ut of the circumferential weld should be carried out. the test should be carried out in accordance with the pnen 17640 test standard [12] and the assessment should be carried out according to pn-en iso 11666 [13] acceptance level 2. manufacturer's logo welding and testing plan for steam pipeline no.: 12345-05 project: zpec „energia” page: 1/2 figure 12345dwg – outlet from the collector revision: 01 manufacturer’s address made by: signature: date: approved by: w el d no . a cc or di ng to d ra w in g n um be r o f j oi nt s p os iti on w ith po si tio n ac co rd in g to d ra w in g ty pe o f m at er ia l d im en si on s [m m ] wps card p re he at in g te m pe ra tu re welding non-destructive testing c om m en ts root bead filling layers scope of research [%] pwht card method filler (metal) method filler (metal) vt rt ut mt pt s01-1 2 1 13crmo-4-5 200 x 200 141/111/5.1 200 141 wcrmo1si 111 ecrmo1b42h5 100 – 100 100 – 2 13crmo-4-5 200 x 200 oc-10 16 welding technology review vol. 91 2/2019 references [1] warunki techniczne urzędu dozoru technicznego wudt-uc-rt/01 – wydanie 02.2017. [2] rozporządzenie ministra rozwoju z dnia 11 lipca 2016 r. w sprawie wymagań dla urządzeń ciśnieniowych i zespołów urządzeń ciśnieniowych (dz.u. 2016 poz. 1036). [3] cen/tr 13480-7:2017 metallic industrial piping – part 7: guidance on the use of conformity assessment procedures. [4] pn-en 13480-5:2017 rurociągi przemysłowe metalowe – część 5: kontrola i badania. [5] pn-en iso 5817:2014 spawanie. złącza spawane ze stali, niklu, tytanu i ich stopów (z wyjątkiem spawanych wiązką). poziomy jakości według niezgodności spawalniczych. [6] pn-en iso 6520-1:2009 spawanie i procesy pokrewne – klasyfikacja niezgodności spawalniczych w metalach – część 1: spawanie. [7] ustawa o dozorze technicznym z dn. 21 grudnia 2000 r. (dz. u. z 2018, poz. 1351 z późn. zm.). summary both in the ped directive and product standards there is no formal requirement to submit a welding plan. however, in practice, even with smaller constructions, a more or less extensive form of the welding plan is used because it facilitates control of the manufacturing process and control of the requirements of the product standard. [8] pn-en iso 17637:2017 badania nieniszczące złączy spawanych – badania wizualne złączy spawanych. [9] wudt-uc-wo/11 wydanie 02.2017 – warunki techniczne urzędu dozoru technicznego – urządzenia ciśnieniowe wymagania ogólne – wytwarzanie / część 11 – spawanie. [10] pn-en iso 17638:2017 badanie nieniszczące spoin – badanie magnetyczno-proszkowe. [11] pn-en iso 23278:2015 badania nieniszczące spoin – badania magnetyczno-proszkowe – poziomy akceptacji. [12] pn en 17640:2018 badania nieniszczące spoin – badania ultradźwiękowe – techniki, poziomy badania i ocena. [13] pn en iso 11666:2018 badania nieniszczące spoin – badania ultradźwiękowe – poziomy akceptacji. [14] słania j., plany spawania. teoria i praktyka (wyd. ii), agenda wydawnicza simp redakcja przegląd spawalnictwa (2015), warszawa. such a descriptive welding plan has a certain advantage over the tabular welding plan, in that it accurately reflects the course of the repair process, i.e. the order of individual operations. the tabular welding plan presented in table ii only theoretically shows the order in which individual welds are performed, because in practice the technological aspects of the pipeline production process dictate the welding sequence. it is worth mentioning them, as this may have an impact on the decision regarding the choice of the form of the welding plan. the efficiency of welding power pipelines the operating parameters of power pipelines require the use of creep resistant steels due to high operating temperature and a simultaneous long-term internal pressure load. such materials, energy steels (e.g. 13crmo4-5, x10crmovnb91), require preheating and heat treatment after welding. pipelines are prefabricated in the form of hot-bent knees or forged or welded tees. therefore, the obvious tendency is to prepare as many components of the pipeline as possible in workshop conditions, which greatly facilitates the production of high quality weld [14]. as a result, at the workshop, individual prefabricates (firebricks, knees, tees) are welded together to the largest possible (due to logistics) part of the pipeline. the resulting so-called spools are then transported to the object on which they are merged with other spools or individual pipe fragments using assembly welds. this solution allows to reduce the number of assembly welds often carried out in forced positions and allows for a much better access to them for heat treatment after welding and non-destructive testing. the obvious limitation is the geometric shape and the weight of the spool, which affect the possibility of its transport between the manufacturing plant and the target and the transport itself inside the boiler room or engine room. it should be remembered that the pipeline is suspended and supported on various types of slings and supports, which both theoretically and practically allows the connection of individual spools not immediately forming the entire pipeline. what’s more, the order in which the assembly welds are carried out is already influenced by the specific logistics inside the facility. the construction of a new pipeline usually coincides with a number of other works carried out simultaneously on the border of the boiler room and engine room, where several teams of different contractors are simultaneously present. hence, it happens in the first place that the assembly welds, which at the moment are possible to perform due to the technology of construction and time synchronization with other robots ongoing on the site. this means that the welding and inspection plan is not a document that defines the order in which welds are made. © 2019 by the authors. submitted for possible open access publication under the terms and conditions of the creative commons attribution (cc by) license (http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/). 201309_pspaw_gjgy.pdf 29przegląd spawalnictwa 9/2013 piotr białucki andrzej ambroziak wiesław derlukiewicz michał kowalski wpływ rodzaju lutu mosiężnego na właściwości złączy lutowanych the influence of the brass solder type  on the brazed joints properties r in . piotr iałucki, prof. dr ha . in . andrzej am roziak, dr in . wiesław erlukiewicz, mgr in . michał kowalski – politechnika wrocławska. a stract this paper presents the results of soldered joints flexible brake hoses endings. the induction brazing with the use four copper-based solders and flux in paste form was applied. visual tests, metallographic investigation as well as shear strength tests of soldered joints were carried out. the relationship between strength of soldered joints and the type of solder was given. the brazing proceedings specification bps was developed. treszczenie w pracy przedstawiono wyniki badań złączy lutowanych końcówek elastycznych przewodów hamulcowych. do lutowania indukcyjnego użyto czterech lutów na osnowie miedzi oraz topnika w postaci pasty. przeprowadzono badania wizualne, metalograficzne i wytrzymałości złączy na ścinanie. zaprezentowano zależność wytrzymałości złączy lutowanych od rodzaju użytego lutu. opracowano instrukcję technologiczną lutowania. wstęp konsekwencją intensywnego rozwoju przemysłu motoryzacyjnego jest zwiększone zapotrzebowanie na hydraulikę siłową, w tym również na przewody hamulcowe z lutowanymi końcówkami. przewody hamulcowe są narażone na działanie wysokiego ciśnienia, dlatego też dobra jakość, duża wytrzymałość, szczelność połączenia oraz dokładna kontrola jakości są warunkami ich produkcji. najważniejszym powodem, dla którego jakość przewodów hamulcowych jest istotna, jest jednak bezpieczeństwo użytkowników pojazdów. w masowej produkcji przewodów hamulcowych do lutowania końcówek stosuje się lutowanie piecowe i najczęściej lut miedziany w postaci pasty. w produkcji jednostkowej i przy różnorodnym asortymencie końcówki przewodów hamulcowych lutowane są płomieniowo lub indukcyjnie z użyciem lutów mosiężnych. w pracy dokonano oceny jakości końcówek przewodów hamulcowych lutowanych indukcyjnie z użyciem czterech lutów mosiężnych: lm63, lm60c, lm60k i lm60s. harakterystyka czę ci lutowanej przewodu hamulcowego przewody hamulcowe stanowią ważne elementy hydrauliczne układu hamulcowego w samochodzie. można je podzielić na dwie podgrupy: przewody sztywne oraz elastyczne. przewody sztywne to metalowe rurki, których zadaniem jest doprowadzenie płynu hamulcowego od pompy hamulcowej do przewodów elastycznych oraz elementów wykonawczych, np. zacisków. przewody elastyczne są zbudowane z gumy wzmocnionej wewnątrz i na zewnątrz plecionką z tkaniny oraz dodatkowo oplotem metalowym. łączą 30 przegląd spawalnictwa 9/2013 one elementy, które są ruchome względem siebie. muszą też być odporne na oddziaływanie płynu hamulcowego. każdy element przewodu hamulcowego musi się charakteryzować odpowiednią wytrzymałością w zakresie ciśnień roboczych całego układu [1]. przedmiotem badań były końcówki elastycznych przewodów hamulcowych, których przykład pokazano na rysunku 1. schemat złącza lutowanego końcówki przedstawiono na rysunku 2. elementy końcówki wykonano ze stali automatowej 11smn30, której skład chemiczny podano w tablicy i. ys. 1. przykładowy przewód hamulcowy (volkswagen, model golf iv) [2] ig. 1. an example of brake hose (volkswagen golf iv) [2] ys. 2. konstrukcja połączenia lutowanego końcówek przewodu hamulcowego ig. 2. construction of brazed joints of brake's hose endings znak stali średnie stężenie pierwiastków, % wag., reszta fe rm mpa uwagic mn si p s 11smn30 0,11 1,1 0,05 0,11 0,3 380-570 wg pn-en 10204-3.1 11smn30 0,10 1,18 0,04 0,059 0,31 461 wg atestu materiały dodatkowe do lutowania do lutowania twardego końcówek hamulcowych (rys. 2), wykonanych ze stali 11smn30, użyto czterech lutów mosiężnych przedstawionych w tablicy ii. w procesie lutowania indukcyjnego stosowano topnik z grupy fh20 (wg pn-en 1045) w postaci pasty o oznaczeniu handlowym d54, który jest powszechnie używany przy lutowaniu lutami mosiężnymi. temperaturowy zakres aktywności tego topnika wynosi 700÷1000oc. lutowanie końc wek przewod w hamulcowych proces lutowania przeprowadzano przy użyciu nagrzewnicy indukcyjnej db-1.01 o mocy 8,5 kw, przedstawionej na rysunku 3. czas trwania procesu nagrzewania wynosił ok. 4 s. temperaturę lutowania kontrolowano bezstykowo za pomocą pirometru optycznego. warunki lutowania zawarto w instrukcji technologicznej lutowania bps przedstawionej w tablicy iii. ta lica i. skład chemiczny stali 11smn30 i jej wytrzymałość [3, 7] ta le i. chemical composition of steel 11smn30 and its strength [3, 7] ta lica ii. spoiwa mosiężne użyte w badaniach ta le ii. brass binders used in tests oznaczenie wg pn-70/m-69413 odpowiednik wg pn-en iso 17672 skład chemiczny, % wag. orientacyjna temperatura topnienia, ºcskładniki stopowe cu zn sn si lm63 62-64 reszta 905 lm60c cu 470 59-61 reszta 1,0-1,5 max 0,1 900 lm60k cu 470a 59-61 reszta 0,2-0,4 900 lm60s 58-60,5 reszta 0,15-0,4 0,1-0,3 900 ys. 3. nagrzewnica indukcyjna db-1.01 ig 3. induction heater db-1.01 31przegląd spawalnictwa 9/2013 na rurkę o średnicy 8 mm nakładano lut w postaci pierścionka z drutu o średnicy 1,2 mm, następnie na powierzchnię złącza nanoszono pędzelkiem topnik d54. przebieg procesu pokazano na rysunku 4. ys. 4. proces lutowania indukcyjnego końcówki przewodu hamulcowego ig. 4. the process of induction brazing of endings of brake hose adania wizualne badania wizualne złączy lutowanych wykonano zgodnie z normą pn-en 12799. ocenie podlegała geometria złącza i wygląd powierzchni lutowiny. na rysunkach 5 i 6 przedstawiono złącza lutowane badanymi lutami. badane złącza dla wszystkich rodzajów lutu były wysokiej jakości. miały estetyczny wygląd i poprawnie ukształtowaną lutowinę. najwyższą ocenę uzyskały złącza wykonane lutem lm60k (rys. 5c). w przypadku pozostałych lutów występowały drobne pory powierzchniowe (2balf) oraz miejscowe rozpłynięcie się lutowiny po powierzchni bocznej łączonych części (7qaaa). adania szczelno ci szczelność połączenia końcówek badano na kompletnym przewodzie hamulcowym, który pokazano na rysunku 6. do badań przygotowano 8 przewodów z dwiema końcówkami z każdego lutu, których szczelność sprawdzano na stanowisku pokazanym na rysunku 7. badania prowadzono przy ciśnieniu 22 mpa utrzymywanym przez 2÷3 min. ciśnienie próbne było trzykrotnie wyższe niż ciśnienie pracy przewodów wynoszące 7 mpa. wszystkie złącza wykazały pełną szczelność. pr y wytrzymało ci na cinanie statycznej próbie na ścinanie poddano 12 próbek, po 3 próbki z każdego rodzaju lutu. próbki do badań przygotowano obróbką toczeniem, zachowując szerokość zakładki nie większą niż 2 mm, tak aby zniszczenie złącza nastąpiło w lutowinie. szerokość szczeliny lutowniczej dla wszystkich próbek wynosiła 0,15 mm. przykłady próbek pokazano na rysunku 8, a wyniki badań zamieszczono w tablicy iv. z przeprowadzonych prób wynika, że największą wytrzymałość na ścinanie, wynoszącą 240 mpa, miały złącza wykonane lutem lm60k, a najmniejszą wytrzymałość wykazały złącza lutowane lutem lm 60c. wytrzymałość złączy lutowanych pozostałymi lutami lm63 i lm60s była ok. 3% niższa od złączy wykonanych lutem lm60k, co zilustrowano na rysunku 9. ys. 5. powierzchnia lutowiny końcówek przewodów hamulcowych wykonanych przy użyciu lutów: a) lm63, b) lm60c, c) lm60k, d) lm60s ig. 5. the surface appearance of solder joints of brake's hose endings made using four types of solders: a) lm63, b) lm60c, c) lm60k, d) lm60s ys. . przewód hamulcowy przygotowany do badania szczelności końcówek lutowanych ig. . the appearance of the brake hose prepared for the leakage test of soldered endings ys. . stanowisko do badania szczelności lutowanych końcówek przewodów hamulcowych ig. . stand for the leakage test of soldered endings of brake lines 32 przegląd spawalnictwa 9/2013 logo wytwórcy instrukcja technologiczna lutowania (bps) nr ł cze ysunek pracowano …………. zakładkowe 001 ………………… wytw rca ednostka inspekcyjna …………………………. ………………………. zł ą c ze typ zł cza zakładkowe zkic ługo mm 7 mm powierzchnia lutowiny mm2 175 zczelina mm 0,15 mm m a te r ia ły r o d zi m e materiał 1 materiał 2 typ stal automatowa stal automatowa atunek norma 11smn30 11smn30 kład chemiczny c-0,10%; si-0,04%; mn-1,18%; p-0,059%; s-0,31%; reszta fe c-0,10%; si-0,04%; mn-1,18%; p-0,059%; s-0,31%; reszta fe ru o wymiary mm średnica zewnętrzna: 13 mm średnica wewnętrzna: 8,3 mm średnica zewnętrzna: 8 mm średnica wewnętrzna: 5 mm s p o iw o znaczenie wg i 1 2 cu470a znaczenie handlowe lm60k orma pierścionek wymiary średnica pierścionka 8 mm średnica drutu 1,2 mm miejsce zastosowania w pachwinie złącza to p n ik znaczenie wg normy pnn 1045 fh20 znaczenie handlowe d54 orma pasta miejsce zastosowania w pachwinie złącza metoda lutowania indukcyjne zas s 4 temp. 910 przygotowanie powierzchni monta szkic zyszczenie gratowanie brzegów rurki parametry procesu hłodzenie wodne moc 8,5 kw asilanie 3x400 v zęstotliwo 50 hz r ka zł cza po lutowaniu zyszczenie woda …………………………………….. data i podpis …………………………………….. data i podpis ta lica iii. instrukcja technologiczna lutowania bps ta le iii. brazing proceedings specification bps 33przegląd spawalnictwa 9/2013 lut średnica próbki szerokość zakładki mm siła ścinająca kn wytrzymałość rt, mpa średnia wytrzymałość rt, mpa lm63 8,1 2,10 12,7 237,3 2332,05 11,8 226,3 1,95 11,8 237,9 lm60c 8,1 1,90 10,9 225,5 2181,90 10,4 215,2 2,05 11,1 212,9 lm60k 8,1 2,10 12,7 237,7 2402,00 12,2 239,8 1,85 11,4 242,2 lm60s 8,1 1,90 11,3 234,4 233 2,05 12,1 232,1 1,90 8,4 173,8 – ta lica i . wyniki statycznej próby ścinania złączy lutowanych końcówek przewodów hamulcowych ta le i . results of shear strength tests of brazed joints of brake hose endings ys. . próbki do badań wytrzymałości na ścinanie: a) po toczeniu, b) po ścięciu ig. . appearance of samples for the shear strength test: a) before testing, b) after testing adania metalogra czne do badań metalograficznych wytypowano cztery złącza wycięte z końcówek lutowanych każdym rodzajem lutu. badania polegały na obserwacji makrostruktur złączy lutowanych na mikroskopie ys. . wytrzymałość na ścinanie złączy końcówek przewodów hamulcowych w zależności od rodzaju użytego lutu ig. . shear strength joints brake hose endings depending on the type of solder stereoskopowym olympus szx7 przy powiększeniu 10÷50x. zgłady trawiono chemicznie 3% nitalem. przykładowe makrostruktury badanych złączy pokazano na rysunku 10. w wyniku przeprowadzonych badań makroskopowych stwierdzono, że złącza wykonane lutem lm60k nie wykazują niezgodności wewnętrznych. natomiast w pozostałych przypadkach stwierdzono występowanie małych pustek gazowych (2baaa), dużych pustek gazowych (2liaa) oraz niewypełnienie szczeliny lutowniczej (4jaaa). 34 przegląd spawalnictwa 9/2013 ys. 10. makrostruktury złączy lutowanych końcówek przewodów hamulcowych lutami: a) lm63, b) lm60c, c) lm60k, d) lm60s ig. 10. microstructure of brazed joints of brake hose endings with the use of brazers: a) lm63, b) lm60c, c) lm60k, d) lm60s podsumowanie na podstawie wykonanych badań można sformułować następujące wnioski: – metoda lutowania indukcyjnego jest dobrą metodą lutowania złączy końcówek przewodów hamulcowych. zapewnia ona równomierne nagrzanie lutowanych elementów w bardzo krótkim czasie i pozwala uzyskać wymaganą jakość połączeń. – badania wizualne i metalograficzne wykazały, że najlepsze złącza uzyskuje się przy użyciu lutu lm60k. – wymaganą szczelność lutowanych końcówek przewodów hamulcowych uzyskano dla wszystkich badanych złączy. – największą wytrzymałość na ścinanie wynoszącą ok. 240 mpa osiągnęły złącza wykonane przy użyciu lutu lm60k. – do lutowania indukcyjnego w końcówkach przewodów hamulcowych zaleca się stosować lut lm60k w postaci pierścionka z drutu o średnicy 1,2 mm oraz topnik d54 w postaci pasty. literatura [1] www.wikipedia.pl [2] www.bogusz.com.pl [3] dobrzański l.a.: metalowe materiały inżynierskie, wnt, gliwice – warszawa 2004. [4] pn-en iso 17672:2010, lutowanie twarde – spoiwa. [5] pn-en 1045:2001, lutowanie twarde – topniki do lutowania twardego – klasyfikacja i techniczne warunki dostawy. [6] pn-en iso 18279:2008, lutowanie twarde – niezgodności w złączach lutowanych na twardo. [7] kowalski m.: wpływ rodzaju lutu mosiężnego na właściwości złączy lutowanych występujących w końcówkach przewodów hamulcowych. praca dyplomowa, wydział mechaniczny pwr, promotor dr inż. w. derlukiewicz. ps 5 2016 www.pdf 16 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 wpływ kąta wierzchołkowego elektrody wolframowej  na kształt strefy obrobionej w metodzie tig the influence of apex angle on the treated area using tig method streszczenie niniejszy artykuł dotyczy wpływu kąta wierzchołkowego na wielkość strefy obrobionej przy użyciu metody tig. w ramach pracy wykonano próby modyfikacji warstwy wierzchniej dwóch materiałów: żelaza armco i stali c45. obróbkę wykonano przy dwóch natężeniach prądu, stałej prędkości, i kącie wierzchołkowym w zakresie od 20° do 60°, stosując dwa gazy osłonowe: argon i hel. jakość obróbki oceniano na podstawie badań wizualnych, badań mikroskopowych i pomiarów mikrotwardości strefy obrobionej. słowa kluczowe: metoda tig, obróbka cieplna, żelazo armco abstract the paper presents results of the influence of apex angle on the treated area using tig method. as part of the work has been done trying to modify the surface treatment of two materials: armco iron and c45 steel. the treatment was performed at two currents, constant speed and an apex angle in the range of 20° to 60° using argon and helium as the shielding gases. the quality of obtained treated surfaces were assessed on the basis of visual inspection, macrostructure examination and measurement of microhardness. keywords: tig method, thermal treatment, iron armco wstęp powszechnie znana metoda tig (ang. tungsten.inert.gas), oznaczona jest także kodem 141. łuk w tej metodzie jarzy się pomiędzy elektrodą nietopliwą – wolframową (zielona) lub wolframu z dodatkami (tor, lantan, cer – inne kolory oznaczeń) a spawanym materiałem, cały proces prowadzony jest w atmosferze gazu obojętnego, najczęściej argonu bądź helu. „jest to najczystszy z wszystkich procesów spawania łukowego, porównywany z metalurgicznego punktu widzenia, do mikroodlewania precyzyjnego w osłonach gazowych” [1]. na efekt procesu spawania bezpośredni wpływ mają parametry prądowo napięciowe procesu, rodzaj i wydatek gazu osłonowego, rodzaj materiału elektrody i wielokrotnie pomijany kąt wierzchołkowy elektrody. w niniejszym artykule przedstawiono wybrane wyniki badań na temat wpływu zmieniającego się kąta wierzchołkowego elektrody wolframowej w metodzie tig na kształt strebartosz kaczorowski, paweł kołodziejczak fy obrobionej. badania wykonano dla kątów od 20° do 60°, dla dwóch materiałów na bazie żelaza i dla dwóch rodzajów gazów osłonowych. weryfikacji efektów obróbki dokonano na podstawie badań wizualnych i metalograficznych charakterystycznych obszarów oraz wyznaczono rozkłady twardości. przygotowanie próbek do badań do badań wykorzystano dwa materiały na bazie żelaza: żelazo armco i stal c45 o składzie chemicznym przedstawionym w tablicy i. z powyższych materiałów przygotowano w sposób mechaniczny próbki o wymiarach 20x20x5 mm, zaś powierzchnię poddawaną obróbce przeszlifowano papierem ściernym 200 w celu usunięcia warstwy tlenków. do prób przetapiania użyto elektrod o ø2,4 mm wykonainż. bartosz kaczorowski; dr inż. paweł kołodziejczak – politechnika warszawska. autor korespondencyjny/corresponding author: pkolodzi@wip.edu.pl przeglad welding technology review materiał zawartość pierwiastków [%] c mn si p s cr ni cu mo n sn armco ≤ 0,02 ≤ 0,1 – ≤ 0,01 ≤ 0,02 ≤ 0,03 ≤ 0,03 ≤ 0,02 ≤ 0,02 ≤ 0,005 ≤ 0,01 c45 0,46 0,65 ≤ 0,40 ≤ 0,045 ≤ 0,045 ≤ 0,3 ≤ 0,3 ≤ 0,3 ≤ 0,1 – – tablica i. skład chemiczny żelaza armco i stali c45 [2,3] table i. chemical composition of iron armco and c45 steel 17przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 rys. 1. stół do obróbki próbek fig. 1. treatment of the sample table nych z wolframu z dodatkiem lantanu (98,5 % wolframu i 1,5 % tlenku lantanu), zaostrzonych precyzyjnie na kąty 20°, 30°, 40°, 50°, 60°. w celu zapewnienia precyzyjnego ruchu obrabianej powierzchni względem palnika zastosowano stół sterowany numerycznie z zamontowanym imadłem (rys. 1.) dla każdego z materiałów wykonano próby dla dwóch natężeń prądu 90 i 120a, stałej prędkości 500 mm/min i przy stałej odległości elektrody od obrabianej powierzchni 2 mm, próby powtórzono dla argonu i helu. badania wizualne na każdej próbce wykonano dwie próby przetopienia dla tego samego natężenia prądu i tego samego kata wierzchołkowego elektrody, jedna wykonana w osłonie argonu (górne przetopienie), a druga w helu (dolne przetopienie), tablica ii. tablica ii. widok powierzchni po wykonanej obróbce table ii. the surfaces after thermal treatment 18 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 ze względu na wyższy potencjał jonizacji helu w stosunku do argonu, a tym samym mniejszą skłonność do tworzenia plazmy, próbki wykonane w osłonie helu charakteryzują się większą szerokością strefy przetopionej. pojawienie się na powierzchni większej ilości tlenków świadczy także o wyższej temperaturze powierzchni w czasie obróbki [4]. na podstawie badań wizualnych (tabl. ii.) można zauważyć, że niezależnie od zastosowanego gazu osłonowego i kąta wierzchołkowego, wraz ze wzrostem natężenia prądu rośnie szerokość przetopienia, która zależy także od materiału zastosowanego do wykonania prób. dla próbek z żelaza armco, wykonanych w osłonie helu przy natężeniu prądu 120a, oprócz kąta 20° można zauważyć, że doszło do zjawiska tzw. „błądzenia” łuku elektrycznego. jest to związane z właściwościami ferromagnetycznymi żelaza armco. przyjmując jako nadrzędne kryterium szerokość przetopienia można stwierdzić, że dużo lepsze efekty uzyskano przy zastosowaniu helu, natomiast kąty ukosowania elektrod można ustawić w następującej kolejności: 30° → 40° → → 50° → 60° → 20°. badania metalograficzne w celu przygotowania próbek do badań mikroskopowych otrzymane próbki przecięto mechanicznie prostopadle do kierunku przetapiania w odległości około 5mm od krawędzi, wyszlifowano i wypolerowano. tak wykonane powierzchnie trawiono nitalem przez ok. 30s. uzyskane zgłady metalograficzne poddano obserwacjom na mikroskopie optycznym olympus xi70 z cyfrową rejestracją obrazu. przy użyciu specjalistycznego oprogramowania graficznego wykonano pomiary podstawowych parametrów geometrycznych obszaru przetopienia, dla wszystkich próbek. na rysunkach 2÷5 przedstawiono przykładowe przekroje próbek z żelaza armco i stali c45, wykonanych przy natężeniu prądu 120a, kącie wierzchołkowym elektrody 30° w osłonie argonu i helu. rys. 2. materiał: żelazo armco, gaz osłonowy: argon fig. 2. material: iron armco, shielding gas: argon analizując w trakcie badań wizualnych próbkę zamieszczoną na rysunku 2 zauważono brak przetopienia, co potwierdziły badania metalograficzne. w wyniku oddziaływania łuku elektrycznego z powierzchnią żelaza armco w osłonie, nastąpiło tylko nagrzanie powierzchni do temperatury powodującej zmiany strukturalne w obszarze obróbki (1,43 mm2) bez jego przetapiania, który można nazwać strefą wpływu ciepła swc. zmieniając gaz osłonowy na hel (rys. 3.) uzyskano przetopienie obrabianej powierzchni. na obrazie mikroskopowym można wyodrębnić dwa obszary: obszar przetopiony i swc, sumaryczna powierzchnia strefy o zmienionej strukturze w wyniku obróbki jest trzykrotnie większa niż w przypadku argonu, i wynosi 4,35 mm2. analizując otrzymane rezultaty obróbki próbek ze stali c45 (rys. 4 i 5) wykonanych przy takich samych parametrach jak dla próbek przedstawionych na rysunkach 2 i 3, że niezależnie od zastosowanego gazu osłonowego można wyodrębnić dwa obszary: przetopiony i swc. rys. 3. materiał: żelazo armco, gaz osłonowy: hel fig. 3. material: iron armco, shielding gas: helium zmiana gazu osłonowego na hel (rys. 5.) w stosunku do próby wykonanej w argonie (rys. 4.) spowodowało powiększenie obszaru obrobionego o ok. 30% z większym udziałem strefy przetopionej. analizując głębokość obszaru o zmienionej strukturze zaobserwowano niespełna dwukrotny jej wzrost. zestawienie wymiarów geometrycznych obszarów obrobionych cieplnie dla pozostałych próbek zamieszczonych w tablicy ii, przedstawiono w formie graficznej (rys. 6÷9). rys. 4. materiał: stal c45, gaz osłonowy: argon fig. 4. material: c45 steel, shielding gas: argon rys. 5. materiał: stal c45, gaz osłonowy: hel fig. 5. material: c45 steel, shielding gas: helium rys. 6. parametry geometryczne obszaru obrobionego cieplnie żelaza armco w osłonie argonu fig. 6. geometric parameters of thermal treated area of iron armco with argon as a shielding gas rys.  7.  parametry geometryczne obszaru obrobionego cieplnie żelaza armco w osłonie helu fig. 7. geometric parameters of thermal treated area of iron armco with helium as a shielding gas 19przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 rys. 8. parametry geometryczne obszaru obrobionego cieplnie stali c45w osłonie argonu fig. 8. geometric parameters of thermal treated area of c45 steel with argon as a shielding gas rys. 9. parametry geometryczne obszaru obrobionego cieplnie stali c45 w osłonie helu fig. 9. geometric parameters of thermal treated area of c45 steel with helium as a shielding gas analiza parametrów geometrycznych obszarów obrobionych potwierdziły informacje zawarte w literaturze, dotyczące ich wzrostu wraz ze zwiększaniem natężenia prądu spawania [5]. w przypadku żelaza armco obrabianego w argonie zaobserwowano znaczny wzrost głębokości obróbki spowodowany wzrostem natężenia prądu, natomiast przy zastosowaniu helu równice te znacząco się zmniejszyły. podobne zależności występują także dla stali c45. badania twardości pomiary twardości wykonano metodą vickersa wzdłuż linii pomiarowej równoległej do powierzchni obrabianej w odrys. 10. rozkład mikrotwardości dla żelaza armco fig. 10. the microhardness distribution for iron armco rys. 11. rozkład mikrotwardości dla stali c45 fig. 11. the microhardness distribution for c45 steel ległości około 0,2 mm, stosując obciążenie wgłębnika 100 g dla żelaza armco i 200 g dla stali c45. badania wykonano w temperaturze pokojowej na powierzchni przekroju prostopadłego do kierunku spawania po uprzednim jej wypolerowaniu. na rysunkach 10 i 11 przedstawiono przykładowe rozkłady twardości dla żelaza armco i stali c45. analiza rozkładów twardości potwierdziła zdolność stali c45 do hartowania, dla której zanotowano wzrost twardości do ponad 700hv0,2 w obszarze obrobionym w stosunku do materiału rodzimego – 200hv0,2. nie zanotowano jednak wpływu kąta wierzchołkowego elektrody i rodzaju gazu osłonowego na wzrost twardości na skutek przeprowadzonej obróbki. w próbkach z żelaza armco, mimo braku węgla w składzie chemicznym zanotowano wzrost twardości w obszarze obrobionym w stosunku materiału rodzimego o ok. 50 jednostek hv0,1, spowodowane jest, to zmianami strukturalnymi spowodowanymi oddziaływaniem łuku elektrycznego. literatura [1] a. klimpel: podręcznik spawalnictwa t. 1, technologie spawania i cięcia, wydawnictwo politechniki śląskiej, gliwice 2013 [2] http://www.mpcmetal.pl/wyroby-stalowe [3] http://www.jacek-boron.de/armco.html podsumowanie na podstawie przeprowadzonych badań można stwierdzić, że wraz ze wzrostem natężenia prądu spawania, niezależnie od gazu osłonowego wzrasta szerokość obszaru obrobionego. zmiana gazu osłonowego z argonu na hel skutkuje w głównej mierze zmianą głębokości obszaru obrobionego. mimo tych samych warunków obróbki zaobserwowano różne wymiary geometryczne obszaru obrobionego dla żelaza armco i stali c45, obserwując jednocześnie zjawisko „błądzenia łuku” dla żelaza armco występujące głównie dla natężenia prądu 120a. zaobserwowano znaczący wzrost twardości w obszarze obrobionym stali c45, co świadczy o jej zahartowaniu. [4] k. ferenc, j. ferenc: spawalnicze gazy osłonowe i palne, wydawnictwo naukowo-techniczne, warszawa 2005 [5] j. pilarczyk, p. adamiec: poradnik inżyniera: spawalnictwo 1, wydawnictwo naukowo-techniczne 2008 201107_pspaw.pdf 51przegląd spawalnictwa 7/2011 lechosław tuz paweł kołodziejczak andrzej kolasa struktura złączy doczołowych odlewniczych stopów magnezu structure of butt joint of as-cast magnesium alloys mgr inż. lechosław tuz, dr inż. paweł kołodziejczak, dr hab. inż. andrzej kolasa, prof. pw – politechnika warszawska. streszczenie w artykule przedstawiono ocenę struktury złączy odlewniczych stopów magnezu, wykonanych trzema metodami spajania: zgrzewaniem tarciowym z mieszaniem materiału zgrzeiny (fsw), spawaniem laserowym przy zastosowaniu lasera co2 oraz spawaniem łukowym w osłonie gazu obojętnego elektrodą wolframową (tig). oceniano makroi mikrostrukturę złączy doczołowych przy zastosowaniu mikroskopu optycznego z układem cyfrowej rejestracji obrazu. do badań zastosowano dwa stopy magnezu: az91 i am-lite, w których cynk i aluminium stanowią główne dodatki stopowe. materiałem wyjściowym były gąski odlewnicze, które sfrezowano na określony wymiar, a następnie wycięto z nich płaskowniki o grubości 3 mm. przeprowadzona ocena wykazała, że możliwe jest uzyskanie złączy ze stopów magnezu o wysokiej jakości. odnotowano jednak śladowe ilości porów w obszarze złącza. abstract the paper presents the structure of butt joints analysis of magnesium alloys welded with the use of friction stir welding (fsw), co2 laser and tungsten arc method. the macroand microstructure on the cross-sections perpendicular to the welding direction using optic microscope with image recording device have been analyzed. two types of die-cast magnesium alloys: az91 and am-lite are used in the research. the main alloying elements of the alloys are zinc and aluminum. the materials as ingot are delivered by manufacturer and then they are cut in plate samples of 3 mm thickness. the structure analysis show that achieved quality butt joints of magnesium alloys is possible to achieve, however the presence of some pores are also observed. wstęp stopy lekkie, charakteryzujące się właściwościami zbliżonymi do tradycyjnych materiałów takich jak stal, czy aluminium, coraz częściej stosowane są w przemyśle samochodowym i lotniczym [1÷3]. wśród metalowych materiałów konstrukcyjnych stopy magnezu, o gęstości ok. 1,8 g/cm3, są jednymi z najlżejszych. stopy te są lżejsze o ok. 30% od aluminium i czterokrotnie lżejsze od stali, przy czym stosunek wytrzymałości do ciężaru właściwego jest znacznie wyższy dla stopów magnezu niż dla stali. znaczący wpływ na właściwości użytkowe stopów magnezu mają dodatki stopowe, gdyż czysty magnez charakteryzuje się dobrą przewodnością cieplną, wysokim współczynnikiem tłumienia drgań i hałasu, wysoką podatnością na odlewanie, obróbkę plastyczną i skrawanie [1÷3], lecz znacznie niższymi niż aluminium właściwościami mechanicznymi i odpornością korozyjną [4], wynikającą z wysokiego powinowactwa magnezu do tlenu oraz rozpuszczalności magnezu w wodzie [5]. dodatki stopowe, takie jak aluminium, cynk, mangan, pierwiastki ziem rzadkich, znacznie poprawiają te właściwości i umożliwiają zastosowanie części wykonanych ze stopów magnezu w konstrukcjach, gdzie istotnymi parametrami są: masa konstrukcji i siły bezwładności [6]. wyroby stosowane w przemyśle samochodowym i elektronicznym oraz wyroby o charakterze dekoracyjnym są wykonywane głównie metodą odlewania ciśnieniowego, natomiast dla przemysłu lotniczego metodą odlewania w formach piaskowych. wytwarzane elementy wymagają jedynie obróbki wykańczającej realizowanej metodami skrawania wybranych powierzchni 52 przegląd spawalnictwa 7/2011 montażowych. łączenie części wykonanych ze stopów magnezu jest ograniczone, gdyż obecnie są stosowane tylko połączenia rozłączne. rozwój zastosowań stopów magnezu zależy od możliwości wykonywania połączeń nierozłącznych metodami spajania, przy czym złącza muszą spełniać wymagania jakościowe dotyczące odpowiednich właściwości mechanicznych przy braku porowatości oraz pęknięć gorących i zimnych. proces łączenia musi gwarantować powtarzalność uzyskiwanych połączeń oraz powinien być podatny na mechanizację i/lub automatyzację, co jest szczególnie istotne w produkcji wielkoseryjnej [1, 2, 6]. wymagania te spełnia, coraz częściej stosowana w przemyśle, metoda spawania laserowego [3, 7, 8]. wydaje się jednak, że konwencjonalne metody, takie jak spawanie metodą tig czy mig, ze względu na niski koszt urządzeń i możliwość automatyzacji tych procesów spawania, dają możliwości prowadzenia produkcji małoseryjnej lub związanej z regeneracją i naprawami części maszyn i urządzeń [9, 10]. metoda fsw umożliwia wykonywanie trwałych połączeń materiałów trudnospawalnych lub niespawalnych. nieliczne badania wskazują, że możliwe jest wykonywanie złączy stopów magnezu az31, az61, az91, am-lite [11÷14]. w artykule przedstawiono wyniki oceny struktury złączy doczołowych wykonanych trzema metodami spajania: zgrzewaniem tarciowym z mieszaniem materiału zgrzeiny (fsw), spawaniem laserowym i spawaniem łukowym elektrodą wolframową w osłonie gazu obojętnego (tig) stopów magnezu az91 i am-lite. materiały do badań materiałami użytymi do badań były stopy magnezu: az91 i am-lite o składzie chemicznym przedstawionym w tablicy i. do wykonania złączy użyto płaskowników o wymiarach 100 x 50 x 3 mm wyciętych z gąsek odlewniczych. połączenia wykonywano wzdłuż najdłuższej krawędzi bez użycia materiału dodatkowego. ponieważ zastosowanych w badaniach metod używa się do łączenia lub naprawy odlewów, nie przeprowadzano obróbki cieplnej w celu ujednolicenia struktury bądź poprawy właściwości mechanicznych złączy. metodyka badań próby zgrzewania metodą fsw wykonano na frezarce pionowej przy zastosowaniu narzędzia specjalnego ze stali zw7 o twardości 65 hrc. narzędzie składało się z walcowego trzpienia o średnicy 3,5 mm i wysokości 2,5 mm oraz z opory, na której nacięta była spirala archimedesa. płaskowniki umieszczano w specjalnym uchwycie zapewniających ścisłe przyleganie łączonych krawędzi podczas procesu zgrzewania. próby zgrzewania wykonano przy sterowaniu dwoma parametrami: prędkością posuwu: 140÷355 mm/min i prędkością obrotową narzędzia: 450÷1120 obr/min. nie stosowano gazów osłonowych. próby spawania laserowego przeprowadzono na stanowisku złożonym z lasera co2 o szybkim osiowym przepływie gazu, maksymalnej mocy 6,5 kw i modzie bliskim tem21* oraz sprzężonego z nim stołu cnc. wiązka laserowa prowadzona była do materiału spawanego układem optycznym złożonym z polaryzatora kołowego, układu zwierciadeł i głowicy ogniskująco -nadmuchującej. nie stosowano materiału dodatkowego. zastosowano gazy osłonowe: od strony lica hel, a od strony grani argon. próby wykonano przy następujących parametrach: moc spawania 2÷2,5 kw i prędkość spawania 3,5÷4,0 m/min. spawanie łukowe w osłonie gazów obojętnych elektrodą nietopliwą (tig) wykonano, stosując źródła prądu przemiennego sprzęgniętego ze spawalniczym manipulatorem liniowym, na którym zamocowany był uchwyt elektrodowy. jako gazu osłonowego użyto helu technicznego podawanego od strony lica spoiny. zmiennymi parametrami procesu były: natężenie prądu 70÷100 a i prędkość spawania 0,2÷0,3 m/min. płaskowniki przed spawaniem były podgrzewane do temperatury 100÷170°c, w celu uniknięcia pęknięć gorących zaobserwowanych we wcześniejszych próbach [10]. ocenę struktury przeprowadzono na zgładach metalograficznych wykonanych w płaszczyźnie prostopadłej do kierunku spajania przy zastosowaniu mikroskopu optycznego. przygotowanie zgładów metalograficznych obejmowało szlifowanie, polerowanie i trawienie powierzchni. makrostruktura na rysunkach 1÷3 przedstawiono makrostrukturę złączy wykonanych ww. metodami. obserwowane różnice kształtu złączy wynikają z charakteru zastosowanego źródła ciepła oraz geometrii narzędzia w przypadku metody fsw. największe zróżnicowanie szerokości złączy obserwowano dla połączeń wykonanych metodą fsw, ponadto złącza te, pod względem budowy, różnią się od złączy spawanych, co wynika ze specyfiki metody. w złączach tych widoczny jest dodatkowy obszar – strefa wpływów termomechanicznych po obydwu stronach jądra zgrzeiny. kształt i pole powierzchni tablica i. skład chemiczny stopów magnezu: am-lite i az91 (udziały wagowe) table i. chemical composition of magnesium alloys: az91 i am-lite (mass fraction) stop pierwiastek stopowy, % aluminium al cynk zn mangan mn magnez mg am-lite 2,7 13,8 0,16 reszta az91 9,0 0,7 0,17 reszta 53przegląd spawalnictwa 7/2011 zgrzeiny stanowią odwzorowanie przekroju poprzecznego narzędzia, którym złącze było wykonywane. szerokość zgrzeiny wynosi od 5 do 18 mm przy licu zgrzeiny. analizowane złącza charakteryzują się asymetrią – pole przekroju po stronie natarcia jest ok. 20% większe niż po stronie spływu. zgłady metalograficzne ujawniły kierunek płynięcia uplastycznionego materiału podczas procesu zgrzewania, nie zaobserwowano natomiast swc. na rysunku 1 przedstawiono przykładowe złącza zgrzewane ze stopów magnezu az91 i am-lite. złącza wykonane przy zastosowaniu lasera co2 (rys. 2) oraz metodą tig (rys. 3) charakteryzują się regularnym i symetrycznym kształtem. linia wtopienia w przypadku złączy spawanych laserowo jest regularna. wzdłuż linii wtopienia po stronie materiału rodzimego rys. 1. makrostruktura złączy zgrzewanych metodą fsw: a) az91, 560 obr/min, 224 mm/min; b) am-lite, 355 obr/min, 224 mm/min fig. 1. macrostructure of friction stir welded joints: a) az91, 560 rpm, 224 mm/min; b) am-lite, 355 rpm, 224 mm/min obserwowana jest zmiana struktury o szerokości ok. 1 mm – swc. w złączach wykonanych metodą tig zaobserwowano swc o szerokości ok. 3 mm, linia wtopienia natomiast ma nieregularny kształt na całej jej długości. szerokość spoin wykonanych przy zastosowaniu lasera wynosi od 0,7 mm po stronie grani do 1 mm po stronie lica. szerokość spoin wykonanych metodą tig wynosi 9÷10 mm dla stopu az91 i 10÷11 mm dla stopu am-lite. kształt lica i grani dla tych metod spawania jest właściwy, przy czym w przypadku metody tig i stopu am-lite zaobserwowano nieznaczne wklęśnięcie lica spoiny. w przypadku badanych złączy nie zaobserwowano pęknięć gorących i zimnych, tylko przy stosowaniu metod spawania stwierdzono śladowe ilości porów. mikrostruktura struktura materiału rodzimego stopów az91 i am-lite jest typową strukturą odlewniczą, w której nie zaobserwowano ukierunkowania dendrytów wynikającego z kierunku odprowadzania ciepła w procesie odlewania. nie zaobserwowano również zmiany struktury w materiale rodzimym po wykonaniu złączy oraz w wyniku podgrzewania płaskowników przy wykonywaniu złączy metodą tig. analiza mikrostruktury ujawniła znaczne rozdrobnienie ziarn we wszystkich wykonanych złączach, przy czym o ile w złączach spawanych rozdrobnienie struktury jest jednakowe w całej objętości spoiny (rys. 5, 6), to w złączach zgrzewanych zaobserwowano nierównomierne rozdrobnienie struktury pomiędzy strefą natarcia, gdzie uzyskano prawie jednorodną strukturę – a strefą spływu, gdzie wśród struktury drobnoziarnistej obserwowane są ziarna znacznej wielkości – ok. 80 µm (rys. 4). ziarna te są dużo mniejsze od ziarn w materiale rodzimym oraz mają eliptyczny kształt, a ułożenie ich dłuższych osi jest zgodne z kierunkiem przemieszczania uplastycznionego materiału w złączu. w obszarze złączy spawanych zaobserwowano śladowe ilości porów zlokalizowanych w pobliżu lica i grani spoiny. średnica porów nie przekraczała 80 µm. średnia wielkość ziarna w spoinie wynosiła 2÷10 µm. swc miała szerokość ok. 1 mm, przy czym dla obydwu stopów w odległości ok. 0,3 mm od linii wtopienia zaobserwowano rozdrobnienie struktury pomiędzy ziarnami materiału rodzimego. pozostały obszar miał strukturę charakterystyczną dla materiału rodzimego, ale w procesie trawienia uzyskano odmienny obraz tego obszaru – w przypadku stopu am-lite znacznie ciemniejszy, a dla stopu az91 jaśniejszy. linia wtopienia dla złączy spawanych laserowo miała regularny kształt – obszar spoiny i swc był wyraźnie rozgraniczony. w złączach spawanych metodą tig nie zaobserwowano regularnej linii wtopienia (rys. 6). pomiędzy złączem a materiałem rodzimym istnieje obszar przejściowy, gdzie między ziarnami materiału rodzimego widoczna jest rozdrobniona struktura. szerokość tego rys. 2. makrostruktura złączy spawanych laserem co2: a) az91, 2,5 kw, 4 m/min; b) am-lite, 2,5 kw, 4 m/min fig. 2. macrostructure of co2 laser welded joints: a) az91, 2,5 kw, 4 m/min; b) am-lite, 2,5 kw, 4 m/min rys. 3. makrostruktura złączy spawanych metodą tig: a) az91, 70 a, 0,27 m/min, 130°c; b) am-lite, 80 a, 0,27 m/min, 170°c fig. 3. macrostructure of tig welded joints: a) az91, 70 a, 0,27 m/min, 130°c; b) am-lite, 80 a, 0,27 m/min, 170°c b) a) b) a) b)a) 54 przegląd spawalnictwa 7/2011 nr złącza pow. materiał rodzimy swc/swtm zgrzeina, strefa spływu zgrzeina, strefa natarcia linia wtopienia a z 91 200x 1000x a m -l ite 200x 1000x rys. 4. mikrostruktura złączy zgrzewanych metodą fsw fig. 4. microstructure of friction stir welded joints pow. az91 am-lite materiał rodzimy swc/lw spoina materiał rodzimy swc swc/lw spoina 200x 1000x rys. 5. mikrostruktura złączy spawanych laserem co2 fig. 5. microstructure of co2 laser welded joints pow. az91 am-lite materiał rodzimy swc/lw spoina materiał rodzimy swc swc/lw 200x 1000x rys. 6. mikrostruktura złączy spawanych metodą tig fig. 6. microstructure of tig welded joints 55przegląd spawalnictwa 7/2011 obszaru wynosi ok. 1 mm. ilość drobnych ziaren maleje wraz z odległością od spoiny. w złączach tych w odległości do ok. 2,5 mm od teoretycznej linii wtopienia obserwowany jest obszar, który ulega odmiennemu trawieniu niż pozostałe części złącza, jest to obszar swc. obserwacja złączy wykonanych metodą fsw nie ujawniła swc, widoczna jest natomiast strefa wpływów termomechanicznych, niewystępująca w przypadku złączy spawanych o strukturze pośredniej między strukturą zgrzeiny po stronie spływu i materiału rodzimego, zlokalizowana po obydwu stronach złącza (rys. 4). ziarna w tym obszarze uległy znacznemu zdeformowaniu w wyniku przepływu ciepła z obszaru zgrzeiny i odkształceń plastycznych ziaren materiału rodzimego pod wpływem mechanicznego przemieszczania materiału w stanie uplastycznionym. zakłada się, że swc jest wąska i przylega bezpośrednio do swtm oraz że w tym miejscu następuje rekrystalizacja i rozdrobnienie struktury oraz jej ukierunkowanie zgodnie z kierunkiem przebiegu krystalizacji. podsumowanie próby łączenia stopów magnezu az91 i am-lite wykazały, że możliwe jest wykonanie połączeń zgrzewanych metodą fsw i spawanych metodą tig i laserem co2 o wysokiej jakości, wolnych od wad spawalniczych takich jak zimne i gorące pęknięcia oraz porowatość. niezbędne jest jednak zachowanie szczególnych warunków wykonywania połączeń, tzn. w przypadku zgrzewania metodą fsw stabilne zamocowanie łączonych elementów, w przypadku spawania laserowego dobre przyleganie łączonych elementów oraz ochrona grani i lica spoiny przed dostępem tlenu, a w przypadku zastosowania metody tig prowadzenie procesu w helu jako gazie osłonowym i wstępne podgrzewanie płaskowników w celu uniknięcia pęknięć gorących i zimnych. literatura [1] kulekci m.k., 2008, magnesium and its alloys in applications in automotive industry, journal of advanced manufacturing technology, 39: 851-865. [2] friedrich f. schuman s., 2001, research for a „new age of magnesium” in the automotive industry, journal of materials processing technology, 117: 276-281. [3] cao x., jahazi m., immarigeon j.p., wallace w., 2006, a review of laser welding techniques for magnesium alloys, journal of materials processing technology, 171: 188-204. [4] abdel aal a., 2008, protective coating for magnesium alloy, journal of materials and science, 43: 2947-2954. [5] avedesian m.m., baker h., 1999, magnesium and magnesium alloys, asm specialty handbook. [6] vesling f., ryspaev t., 2007, effect of heat treatment on the superplasticity of magnesium alloys, russian journal of nonforrous metals, 48: 57-62. [7] lehner c., reinhart g., schaller l., 1999, welding of diecasted magnesium alloys for production, journal of laser applications; 11/5: 206-210. [8] kołodziejczak p., kalita w., kolasa a., spawanie stopów magnezu wiązką lasera co2, prace naukowe, mechanika z. 215, s. 97-109. wymiary złączy oraz ich kształt różnią się od siebie w zależności od zastosowanych metod łączenia. w obszarze złącza we wszystkich przypadkach obserwowano rozdrobnienie struktury, przy czym w złączach zgrzewanych nierównomierne po stronie spływu. złącza spawane mają regularny, symetryczny kształt. w swc zaobserwowano częściowe rozdrobnienie struktury w pewnej odległości od spoiny, natomiast w dalszej części nie stwierdzono różnic w strukturze w porównaniu z materiałem rodzimym, chociaż obszary te częściowo były ujawniane po trawieniu złączy. kształt lica i grani spoin oraz zgrzein jest właściwy. [9] peng l., yajiang l., haoran g., juan w., 2007, microstructure characteristics in tig welded joint of mg/al dissimilar materials, materials letters, 61: 1288-1291. [10] tuz l., kołodziejczak p., kolasa a., struktura złączy stopów az91 i am-lite wykonanych metodą tig, przegląd spawalnictwa, 12/2010, s. 41-43. [11] tuz l., kołodziejczak p., kolasa a., struktura złączy ze stopów magnezu wykonanych metodą fsw, prace naukowe, mechanika z. 230, s. 135-146. [12 padmanaban g., balasubramanian v., 2009, selection of fsw tool pin profile, shoulder diameter and material for joining az31b magnesium alloy – an experimental approach; materials and design; 30: 2647-2656. [13] darras b.m., khraisheh m.k., abu-farha f.k., omar m.a., 2007, friction stir processing of commercial az31 magnesium alloy, journal of materials processing technology, 191: 77-81. [14] tuz l., kołodziejczak p., kolasa a., 2009, zgrzewanie tarciowe metodą fsw stopów magnezu az91 i am-lite, przegląd spawalnictwa, 11: 41-43. materiały do badań zostały udostępnione przez: dra christiana kettlera, advanced magnesium technologies (australia) i polmag sp. z o.o. (polska). praca naukowa finansowana ze środków budżetowych na naukę w latach 2010-2011 jako projekt badawczy nr n n508 582739. 201309_pspaw_gjgy.pdf 55przegląd spawalnictwa 9/2013 okumentowanie procesu lutowania oraz egzaminowanie lutowaczy i operator w lutowania twardego wg pnn i 135 5 2012 documenting of brazing process and qualification  test of brazers and brazing operators   acc. to pn-en iso 13585:2012 r in . tomasz piwowarczyk, prof. dr ha . in . igniew mirski – politechnika wrocławska; dr in . andrzej winiowski, prof. i – instytut spawalnictwa, gliwice; dr in . u ert rzeniek – euromat, wrocław a stract the paper presents the current procedures for documenting the brazing process. the assessment of current rules on qualification test for brazers and brazing operators, with applicable to august 2012. characterized key variables and range of qualifications acc. to pn-en iso 13585:2012. describes the procedures for examination and testing of test joints. it is presented qualifying examination certificate for brazers and brazing operators. there are described the advantages of the new standard. treszczenie w artykule przedstawiono obowiązujące procedury dokumentowania procesu lutowania. porównano aktualne przepisy dotyczące egzaminowania lutowaczy i operatorów lutowania twardego z dotychczasowymi przepisami obowiązującymi do sierpnia 2012 r. scharakteryzowano zmienne zasadnicze i zakres kwalifikacji wg pn-en iso 13585:2012. opisano procedury egzaminowania i badań złączy próbnych. przedstawiono świadectwo egzaminu kwalifikacyjnego lutowacza i operatora. opisano także korzyści wynikające z wprowadzenia nowej normy. wstęp w biuletynie instytutu spawalnictwa nr 3/2003 oraz przeglądzie spawalnictwa nr 8-9/2004 t. kuzio z instytutu spawalnictwa w gliwicach, a w nr 11/2006 zespół autorski z zachodniopomorskiego uniwersytetu technicznego w szczecinie pod kierunkiem prof. j. nowackiego opublikowali interesujące z praktycznego punktu widzenia artykuły, dotyczące dokumentowania i uznawania technologii lutowania twardego oraz kwalifikowania personelu lutowniczego [1÷3]. niniejsza publikacja ma stanowić kontynuację tamtych opracowań, z podkreśleniem zmian, jakie spowodowało wprowadzenie nowej normy: pn-en iso 13585:2012 lutowanie twarde – kwalifikowanie lutowaczy i operatorów lutowania twardego [5]. procesy lutowania twardego, analogicznie jak spawanie czy zgrzewanie są zaliczane do grupy procesów specjalnych, tj. procesów, których wynik nie jest pewny i zależy od wielu czynników. wymagają one zatem monitorowania i dokumentowania na każdym etapie stosowania podczas wytwarzania wyrobu. jako technologia o dużym znaczeniu praktycznym lutowanie twarde stale się rozwija. dotyczy to głównie doskonalenia składu chemicznego i właściwości materiałów dodatkowych (lutów i topników), zwiększania efektywności przez mechanizację i automatyzację procesów, a w ostatnich latach obserwowany jest też intensywny rozwój normalizacji w zakresie tej technologii [4]. polski komitet normalizacyjny opublikował normy dostosowujące polskie przepisy, wymagania i wytyczne do standardów europejskich. tomasz piwowarczyk zbigniew mirski andrzej winiowski hubert drzeniek 56 przegląd spawalnictwa 9/2013 okumentowanie procesu lutowania oraz kwali kowanie lutowaczy stan do 0 .2012 r. do sierpnia 2012 r. w zakresie dokumentowania technologii lutowania twardego oraz kwalifikowania (egzaminowania) lutowaczy obowiązywały normy: pn-en 13134:2004 lutowanie twarde. uznawanie technologii [6] oraz pn-en 13133:2002 lutowanie twarde. egzaminowanie lutowaczy [7]. w pn-en 13134:2004 określono ogólne zasady (metody badania, złącza próbne) dotyczące wymagań i uznawania procesów lutowania twardego metali i niemetali. w pn-en 13133:2002 podano podstawowe wymagania dotyczące egzaminowania lutowaczy wykonujących ręczne lutowanie płomieniowe oraz zaproponowano zalecaną formę świadectwa egzaminu lutowacza. należy podkreślić, że egzaminowanie osób pracujących na stanowiskach lutowniczych może wynikać z warunków bhp, a także z wymagań jakościowych (zakładowe systemy jakości, uznawanie technologii lutowania) lub wzajemnych, wstępnych ustaleń wytwórcy ze zleceniodawcą przed podjęciem prac lutowniczych. są one kwestą indywidualną, ustalaną najczęściej na etapie omawiania wprowadzanego w firmie projektu i zależą od wymagań klienta lub jego jednostki nadrzędnej. warunki i wymagania bhp zostały określone w rozporządzeniu ministra gospodarki z 27 kwietnia 2000 r. w sprawie bezpieczeństwa i higieny pracy przy pracach spawalniczych (dz. u. 00.40.470 z 19 maja 2000 r.). w rozdziale 4 w paragrafie 28 wskazano, że „osoby wykonujące: 1) ręczne cięcie termiczne, 2) zgrzewanie, 3) ręczne lutowanie, 4) zmechanizowane i automatyczne wykonywanie prac spawalniczych – powinny wykazać się co najmniej zaświadczeniem o ukończeniu szkolenia w zakresie określonym w odrębnych przepisach i polskich normach”. wymienione „odrębne przepisy” miały być przepisami wykonawczymi do tego rozporządzenia, jednak nigdy się nie ukazały. brak jest również polskich i europejskich norm określających zakres szkoleń. wymagania z zakresu systemów jakości (uwzględniające zwykle uznawanie technologii) w przypadku lutowaczy ręcznych wykonujących lutowanie twarde płomieniowe (gazowe) objęte były postanowieniami pn-en 13133:2002. niestety w przypadku operatorów lutowania realizujących lutowanie twarde indukcyjne, piecowe, kąpielowe itp. nie można było skorzystać z pn-en 1418:2000 personel spawalniczy – egzaminowanie operatorów urządzeń spawalniczych oraz nastawiaczy zgrzewania oporowego dla w pełni zmechanizowanego i automatycznego spajania metali [8], która obejmowała jedynie operatorów spawania i zgrzewania. również stosunkowo nowa norma europejska, która nie doczekała się jeszcze wersji polskiej (nawet uznaniowej) en iso 14732:2011 personel spawalniczy. egzaminowanie operatorów w pełni zmechanizowanych i zautomatyzowanych urządzeń spawalniczych oraz nastawiaczy zgrzewania oporowego dla w pełni zmechanizowanego i automatycznego spajania materiałów metalicznych [9] nie uwzględnia procesu lutowania. podstawowymi dokumentami potwierdzającymi spełnienie wymagań stawianych połączeniom lutowanym przy użyciu opracowanej technologii lutowania twardego (w postaci instrukcji technologicznej lutowania twardego – bps, brazing procedure specification) zgodnie z pn-en 13134:2004 [6] i pn-en 13133:2002 [7] były: – bpar (brazing procedure approval record) – protokół uznania technologii lutowania, – śel – świadectwo egzaminu lutowacza. wiadectwo egzaminu lutowacza jako certyfikat potwierdzający jego umiejętności składało się z trzech odrębnych dokumentów: – świadectwa z badania egzaminacyjnego lutowacza, które zawierało takie informacje, jak: dane wytwórcy, dane jednostki egzaminującej, dane lutowacza (imię, nazwisko, seria i numer dowodu tożsamości, data i miejsce urodzenia, miejsce pracy, ocena wiedzy fachowej, zakres posiadanych uprawnień), informacje o zdobytych dotychczas uprawnieniach, – instrukcji technologicznej lutowania – bps (instrukcja technologiczna wytwórcy dotycząca lutowania twardego), według której przeprowadzano lutowanie złączy egzaminacyjnych, – zbiorczego protokołu badania złącza egzaminacyjnego, który zawiera: dane wytwórcy oraz jednostki egzaminacyjnej, zakresy i wyniki badań nieniszczących i niszczących z numerami protokołów każdego z badań. norma dotycząca egzaminowania lutowaczy (pn -en 13133:2002 [7]) wykazywała pewne braki [3], dlatego często spotykała się z branżową krytyką. brakowało w niej wskazania metody oceny złączy i próbek egzaminacyjnych. wprawdzie w normie zapowiedziano określenie tych wytycznych w serii kolejnych arkuszy tej normy, lecz ich brak utrudniał racjonalne certyfikowanie lutowaczy. brakowało również systemu znakowania kodowego uprawnień i ustalania zakresu uprawnień, np. rodzajów materiałów, ich grubości i rodzajów lutowin. proponowana opisowa forma zapisu zakresu uprawnienia była nieścisła. dodatkowo certyfikowanie lutowaczy dotyczyło jedynie ręcznego lutowania płomieniowego. konieczne więc wydawało się wprowadzenie certyfikowania lutowaczy i operatorów lutujących innymi metodami. 57przegląd spawalnictwa 9/2013 okumentowanie procesu lutowania oraz kwali kowanie lutowaczy stan po 0 .2012 r. w sierpniu 2012 r. polski komitet normalizacyjny opublikował nową normę pn-en iso 13585:2012 lutowanie twarde – kwalifikowanie lutowaczy i operatorów lutowania twardego (oryg.) [5]. określono w niej podstawowe wymagania dotyczące badania kwalifikacyjnego lutowaczy i operatorów lutowania twardego, ustalające warunki dotyczące lutowania twardego, badania, egzaminowania i zakresu kwalifikacji w certyfikacie. norma obejmuje zarówno ręczne lutowanie płomieniowe (gazowe), jak również procesy zmechanizowanego oraz zautomatyzowanego lutowania twardego. w chwili publikacji niniejszego artykułu norma ma charakter uznaniowy, brak jest zatem jej polskojęzycznej wersji. aktualnie trwają końcowe prace związane z jej tłumaczeniem przez komitet techniczny nr 165 pkn, można się więc spodziewać, że w najbliższych miesiącach pojawi się w całości w języku polskim. norma wyróżnia dwie grupy pracowników związanych z procesami lutowania: lutowacza – osobę, która trzyma i manipuluje ręcznie urządzeniem do nagrzewania obszaru lutowanego na twardo oraz, operatora lutowania – osobę, która przygotowuje złącze i nastawia urządzenie lutownicze (np. zmechanizowane uchwyty palnika, piece, kąpiele solne i urządzenia indukcyjne), a przez to ma bezpośredni wpływ na jakość lutowanego złącza. mienne zasadnicze i zakres kwali kacji kwalifikowanie lutowaczy i operatorów lutowania twardego opiera się na zmiennych zasadniczych. dla każdej zmiennej zasadniczej określony jest zakres kwalifikacji, a lutowanie twarde prowadzone poza tym zakresem wymaga nowego egzaminu kwalifikacyjnego. podstawowe zmienne zasadnicze to: – proces lutowania twardego, – rodzaj wyrobu (kształt elementów łączonych), – rodzaj złącza, – grupy materiału podstawowego, – rodzaj spoiwa do lutowania twardego (lutu), – sposób dozowania spoiwa, – wymiary (grubość materiału, średnica zewnętrzna rury i długość zakładki), – kierunek płynięcia spoiwa, – stopień mechanizacji. proces lutowania twardego – każdy egzamin kwalifikacyjny zwykle obejmuje tylko jeden proces lutowania twardego. zmiana procesu wymaga nowego egzaminu. dalej zamieszczono oznaczenia podstawowych procesów lutowania wg pn-en iso 4063:2011 [10]: – 911 lutowanie twarde promieniowaniem podczerwonym, – 912 lutowanie twarde płomieniowe, – 913 lutowanie twarde laserowe, – 914 lutowanie twarde elektronowe, – 916 lutowanie twarde indukcyjne, – 918 lutowanie twarde rezystancyjne, – 919 lutowanie twarde dyfuzyjne, – 921 lutowanie twarde piecowe, – 922 lutowanie twarde próżniowe, – 923 lutowanie twarde kąpielowe, – 924 lutowanie twarde w kąpieli solnej. odzaj wyro u – norma przewiduje zakres kwalifikacji w zależności od kształtu elementów łączonych (tabl. i). ta lica i. rodzaj wyrobu złącza próbnego [5] ta le i. product type of test piece [5] rodzaj wyrobu złącza próbnego zakres kwalifikacji blacha blacha rura rura odzaj zł cza – norma przewiduje zakres kwalifikacji w zależności od rodzaju złącza próbnego (tabl. ii). rupy materiału podstawowego (tabl. iii) – w celu uproszczenia przedstawienia zakresu kwalifikacji materiały oznaczono literami od a do f, stosując system grupowania wg iso/tr 15608:2013 [11]. w tym przypadku system kwalifikowania nie jest już tak oczywisty, jak w przypadku zmiennych: rodzaj wyrobu czy rodzaj złącza. istnieje możliwość wykonania złącza próbnego dla danej grupy materiałowej (np. b–b) i na jego podstawie uzyskania kwalifikacji również na inne grupy (odpowiednio a–a, b–b, a–b). poiwa do lutowania twardego luty – rodzaje lutów odpowiadają wymaganiom pn-en iso 17672:2010 [12] i zgodnie z nią podzielone są na kilka klas (tabl. iv). pos dozowania spoiwa – norma przewiduje dwa sposoby aplikacji lutu: na powierzchnie czołowe (na zewnątrz szczeliny) oraz umieszczony przed lutowaniem (wewnątrz szczeliny). sposób dozowania na powierzchnie czołowe zwany jest inaczej „dozowaniem do wylotu szczeliny połączenia” i może być realizowany ręcznie lub w sposób zmechanizowany (tabl. v). wymiary – egzamin kwalifikacyjny lutowaczy wykonujących lutowanie twarde jest oparty na grubości materiału, średnicy zewnętrznej rury i długości zakładki (tabl. vi). w przypadku złączy próbnych elementów o różnej grubości zakres kwalifikacji jest oparty na ta lica ii. rodzaj złącza próbnego [5] ta le ii. joint type of test piece [5] rodzaj złącza próbnego zakres kwalifikacji złącze doczołowe złącze doczołowe złącze zakładkowe złącze zakładkowe 58 przegląd spawalnictwa 9/2013 ta lica iii. grupy materiałów podstawowych [5] ta le iii. groups of parent materials [5] ta lica i . klasy spoiw do lutowania twardego [12] ta le i . class of brazing filler metal type [12] grupa materiałowa wg iso/ tr 15608 oznaczenie złącze próbne zakres kwalifikacji 1, 2, 3, 4, 5, 6, 9, 11 a a – a a – a 7, 8, 10 b b – b a – a, b – b, a – b 21, 22, 23 c c – c c – c 31-34, 37, 38 d d – d d – d 41-45 e e – e e – e 51-54 f f – f f – f złącza różnoimienne a – b a – a, a – b d – a d – a d – b d – a, d – b d – e d – e e – a e – a e – b e – a, e – b klasa oznaczenie komponenty zastosowanie al al 101÷104 al, si lutowanie aluminium i jego stopów oraz tytanu i jego stopów al 201 al, si, cu al 301, al 302 al, si, mg ag ag 104 ag, cu, zn, sn lutowanie miedzi i jej stopów, niklu, stali i spieków narzędziowych ag 201÷208 ag, cu, zn ag 301÷309 ag, cu, zn, cd ag 351 ag, cu, zn, cd, ni ag 402 ag, cu, zn, sn ag 403 ag, cu, zn, in, ni ag 501÷503 ag, cu, zn, mn, ni cp cp 101÷105 cu, p, ag lutowanie miedzi i jej stopówcp 201÷203 cu, p cp 301, cp 302 cu, p, sb, sn cu cu 101÷106 cu lutowanie stali i spieków narzędziowychcu 201, cu 202 cu, sn cu 301÷306 cu, zn, sn, si, mn, ni ni ni 101÷107 ni, cr, si, b, fe, c lutowanie stali stopowych i nadstopów niklu ni 108 ni, si, c, cu, mn ni 109 ni, cr, b, fe, c ni 110÷112 ni, cr, si, b, fe, c, w co co 101 co, ni, cr, si, b, fe, c, w lutowanie kobaltu i nadstopów pd pd 101÷106 ag, pd, cu lutowanie tytanu, stopów niklu, molibdenu, wolframu pd 201 pd, ni pd 202 ag, pd, mn pd 203 cu, pd pd 204 ag, pd au au 101÷104 au, cu lutowanie stopów niklu, molibdenu, wolframu 59przegląd spawalnictwa 9/2013 sposób dozowania spoiwa przy wykonywaniu złącza próbnego zakres kwalifikacji podawany na powierzchnie czołowe podawany na powierzchnie czołowe przed lutowaniem umieszczony przed lutowaniem umieszczony przed lutowaniem grubości każdej blachy (lub rury). w przypadku złączy próbnych elementów o różnej średnicy zewnętrznej rury i różnej grubości materiału podstawowego, lutowacz jest oceniany następująco: – od najmniejszej do największej zastosowanej średnicy rury, – od najmniejszej do największej grubości materiału podstawowego. jeśli grubości materiału różnią się, dolna granica jest wyznaczana w odniesieniu do grubości cieńszego z elementów, a górna do elementu o większej grubości. ta lica . sposób dozowania spoiwa [5] ta le . brazing filler application [5] wymiary złącze próbne zakres kwalifikacji grubość materiału t, mm < 3 0,5t do 2t 3÷10 1,5t do 2t > 10 5 do 2t średnica zewnętrzna rury d, mm d ≤ d długość zakładki l, mm l ≤ l ta lica i. wymiary złączy próbnych [5] ta le i. dimensions of test piece [5] ta lica ii. kierunek płynięcia spoiwa [5] ta le ii. brazing filler metal flow direction [5] rysunki kierunek płynięcia spoiwa w złączu próbnym zakres kwalifikacji płynięcie w kierunku poziomym płynięcie w kierunku poziomym i pionowym z góry na dół płynięcie w kierunku pionowym z góry na dół płynięcie w kierunku pionowym z góry na dół płynięcie w kierunku pionowym z dołu do góry wszystkie kierunki płynięcia stopień mechanizacji lutowania złącza próbnego zakres kwalifikacji ręczny ręczny i zmechanizowany zmechanizowany zmechanizowany ta lica iii. stopień mechanizacji wykonywania złączy próbnych [5] ta le iii. degree of mechanization of test piece kierunek płynięcia spoiwa – norma wyróżnia trzy kierunki płynięcia lutu: poziomy, pionowy z góry na dół i pionowy z dołu do góry. lutowanie twarde z zastosowaniem jednego kierunku płynięcia spoiwa może kwalifikować lutowanie z zastosowaniem innych kierunków (tabl. vii). topień mechanizacji – lutowanie twarde wykonane w sposób ręczny kwalifikuje lutowanie zmechanizowane, ale nie odwrotnie. jeśli lutowanie złącza egzaminacyjnego prowadzi się w sposób zmechanizowany, zakres kwalifikacji jest ograniczony tylko do zastosowanego procesu (tabl. viii). gzaminowanie i adania zł czy pr nych wg pnn i 135 5 2012 lutowanie twarde złącza próbnego powinno się odbyć w obecności egzaminatora lub przedstawiciela jednostki egzaminującej, który jednocześnie weryfikuje jej wyniki. egzamin lutowaczy i operatorów lutowania twardego powinien przebiegać zgodnie z instrukcją technologiczną lutowania bps, przygotowaną wg pn-en 13134:2004 [6]. czas lutowania twardego złącza próbnego powinien odpowiadać czasowi wykonania w normalnych warunkach produkcyjnych. lutowacz lub operator lutowania twardego powinien przygotować 60 przegląd spawalnictwa 9/2013 części (np. wykonać obróbkę mechaniczną albo czyszczenie) lub zaakceptować sposób przygotowania, wyregulować źródło ciepła i przeprowadzić ewentualną weryfikację. złącze próbne może mieć dowolną konstrukcję, jednakże powinna być ona związana z przyszłą pracą. zwykle jest to złącze zakładkowe lub doczołowe blach, albo złącze zakładkowe (kielichowe, teleskopowe) rur (rys. 1). przed wykonaniem połączenia testowego lutowacz lub operator powinien ocenić poprawność przygotowania elementów łączonych wg następujących kryteriów: dopasowanie elementów/współosiowość, szerokość szczeliny lutowniczej, stopień lokalnej deformacji, i jest upoważniony do odmowy wykonania połączenia testowego, jeżeli uważa, że elementy nie zostały przygotowane zgodnie z opracowanym bps. dla każdego złącza próbnego należy przeprowadzić badania wizualne (pn-en 12799:2003 lutowanie twarde. badania nieniszczące złączy lutowanych na twardo [13]) oraz ewentualnie jedno lub więcej z następujących badań: ultradźwiękowe, radiograficzne, wytrzymałości na odrywanie, wytrzymałości na zginanie lub badanie mikroskopowe. podczas badań wizualnych może być konieczne rozcięcie złącza, umożliwiające oględziny od strony wewnętrznej (np. wykonanie makrozgładu) i dlatego to badanie może mieć charakter badania niszczącego. pn-en 12799:2003 zaleca, aby szczególną uwagę zwrócić na: obecność pozostałości topnika, minimalny wymiar niezgodności, ciągłość lutowiny, wklęśnięcie lutowiny, nadmiar lutowia, erozję powierzchni czy wygląd zewnętrzny lutowiny. badania niszczące powinny być wykonane zgodnie z pn-en 12797:2002 ys. 1. przykładowe złącza próbne wg pn-en iso 13585:2012 ig. 1. examples of test pieces according to pn-en iso 13585:2012 lutowanie twarde. badania niszczące złączy lutowanych na twardo [14]. badania dodatkowe mogą być prowadzone zgodnie z metodyką badań nieniszczących: penetracyjnych, szczelności, termograficznych lub niszczących , takich jak: wytrzymałość na ścinanie, wytrzymałość na rozciąganie, badania metalograficzne czy pomiary twardości. jednak w pn-en 12797:2002 i pn-en 12799:2003 brak jest danych dotyczących warunków badań niszczących, takich jak: liczba próbek, które należy poddać badaniu i badaniom powtórnym, sposobu pobierania próbek oraz kryteriów akceptacji [3]. w 2008 r. ukazała się pn-en iso 18279:2008 lutowanie twarde. niezgodności w złączach lutowanych na twardo [15], w której podano klasyfikację niezgodności, które mogą powstać w złączach z lutowania twardego oraz wytyczne dla poziomów jakości i zalecanych wymiarów granicznych niezgodności. po wykonaniu badań należy zgodnie z pn-en iso 18279 sprawdzić spełnienie wymagań dotyczących niezgodności stwierdzonych w połączeniu testowym. lutowacz lub operator zostaje zakwalifikowany, jeżeli niezgodności zawarte są na poziomie b ww. normy (wymagania ostre) oraz w złączu nie wystąpiły niezgodności. ważność certyfikowanej kwalifikacji może być przedłużona na kolejne 3 lata przy założeniu spełnienia poniższych warunków: połączenia lutowane wykonywane przez lutowacza lub operatora są w sposób ciągły wytwarzane w wymaganej jakości, a dokumentacja z badań, np. ilości badań połączeń niszczących i nieniszczących w ramach uzyskanych kwalifikacji w ciągu ostatnich 6 miesięcy odpowiada kwalifikacjom podanym na certyfikacie lutowacza. 61przegląd spawalnictwa 9/2013 wiadectwo egzaminu kwali kacyjnego lutowacza operatora wiadectwo egzaminu kwali kacyjnego lutowacza operatora jest dokumentem potwierdzającym, że lutowacz lub operator lutowania twardego zdał egzamin. świadectwo powinno zawierać szczegółowe dane dotyczące zmiennych procesowych, warunków przeprowadzania testu oraz czę potwierdzaj c kwalikacje (rys. 2 i 3): – potwierdzenie kwalifikacji przez pracodawcę lub inną upoważnioną osobę (co sześć miesięcy) wymagane dla ważności certyfikatu, – przedłużenie kwalifikacji przez egzaminatora lub jednostkę egzaminującą (co trzy lata). znaczenie egzaminu lutowacza powinno obejmować poniższe pozycje w podanej kolejności (system oznaczeń jest tak ułożony, aby można go było skomputeryzować): a) numer niniejszej normy międzynarodowej, ys. 2. świadectwo egzaminu kwalifikacyjnego operatora wg pn-en iso 13585:2012 ig. 2. brazer operator qualification test certificate acc. to pn-en iso 13585:2012 świadectwo egzaminu kwalifikacyjnego operatora oznaczenie(a): .................................................................. nazwa i adres wytwórcy: .................................................................. nr świadectwa: .................................................................. nr przywołanej bps: .................................................................. nazwisko lutowacza: .................................................................. nr/rodzaj dokumentu tożsamości .................................................................. data i miejsce urodzenia: .................................................................. pracodawca: .................................................................. norma badania: .................................................................. wiedza teoretyczna: zaakceptowana/nie sprawdzana (niepotrzebne skreślić) zmienne złącze próbne zakres kwalifikacji proces lutowania twardego typ urządzenia lutowniczego pozostałe informacje są przedstawione w załączonej dokumentacji lub w specyfikacji w instrukcji technologicznej lutowania twardego nr………………….. rodzaj badań wykonano i akceptowano nie badano badania wizualne badania radiograficzne badania ultradźwiękowe badania na odrywanie inne metody badań nazwisko egzaminatora lub jednostki egzaminującej: .................................................................. miejsce, data i podpis egzaminatora lub jednostki egzaminacyjnej: .................................................................. data lutowania: .................................................................. kwalifikacja ważna do: .................................................................. potwierdzenie kwalifikacji przez pracodawcę lub inną upoważnioną osobę (co sześć miesięcy) wymagane dla ważności certyfikatu przedłużenie kwalifikacji przez egzaminatora lub jednostkę egzaminującą (co trzy lata) data podpis stanowisko lub tytuł data podpis stanowisko lub tytuł 62 przegląd spawalnictwa 9/2013 świadectwo egzaminu kwalifikacyjnego lutowacza oznaczenie(a): .................................................................. nazwa i adres wytwórcy: .................................................................. nr świadectwa: .................................................................. nr przywołanej bps: .................................................................. nazwisko lutowacza: .................................................................. nr/rodzaj dokumentu tożsamości .................................................................. data i miejsce urodzenia: .................................................................. pracodawca: .................................................................. norma badania: .................................................................. wiedza teoretyczna: zaakceptowana/nie sprawdzana (niepotrzebne skreślić) zmienne złącze próbne zakres kwalifikacji proces lutowania twardego grubość(ci) materiału (mm) zewnętrzna średnica rury (mm) wielkość zakładki (mm) materiał(y) podstawowy(e) gatunek spoiwa do lutowania, temp. lut. sposób dozowania spoiwa typ wyrobu kierunek płynięcia spoiwa stopień mechanizacji inne pozostałe informacje są przedstawione w załączonej dokumentacji lub w specyfikacji w instrukcji technologicznej lutowania twardego nr………………….. rodzaj badań wykonano i akceptowano nie badano badania wizualne badania radiograficzne badania ultradźwiękowe badania na odrywanie inne metody badań nazwisko egzaminatora lub jednostki egzaminującej: .................................................................. miejsce, data i podpis egzaminatora lub jednostki egzaminacyjnej: .................................................................. data lutowania: .................................................................. kwalifikacja ważna do: .................................................................. potwierdzenie kwalifikacji przez pracodawcę lub inną upoważnioną osobę (co sześć miesięcy) wymagane dla ważności certyfikatu przedłużenie kwalifikacji przez egzaminatora lub jednostkę egzaminującą (co trzy lata) data podpis stanowisko lub tytuł data podpis stanowisko lub tytuł ys. 3. świadectwo egzaminu kwalifikacyjnego lutowacza wg pn-en iso 13585:2012 ig. 3. brazer qualification test certificate according to pn-en iso 13585:2012 63przegląd spawalnictwa 9/2013 b) zmienne zasadnicze: – numer procesu lutowania twardego zgodnie z pnen iso 4063:2011, – rodzaj wyrobu: rura (t) lub blacha (p), – rodzaj złącza: złącze doczołowe (b), złącze zakładkowe (o) lub złącze teowe (t), – grupa/grupy materiału podstawowego wg iso/tr 15608:2013, – rodzaj spoiwa do lutowania twardego zgodnie z pnen iso 17672:2010, – sposób dozowania spoiwa do lutowania twardego: przez podawanie na powierzchnie czołowe (ff) lub przez umieszczenie przed lutowaniem (pp), – wymiary (grubość materiału, średnica zewnętrzna rury i długość zakładki), – kierunek płynięcia spoiwa: płynięcie w kierunku poziomym (h), płynięcie w kierunku pionowym z dołu do góry (vu) lub płynięcie w kierunku pionowym z góry na dół (vd). podsumowanie wprowadzenie pn-en iso 13585:2012 w znacznym stopniu uregulowało problematykę dokumentacji i certyfikowania osób pracujących na stanowiskach lutowniczych. świadectwa kwalifikacji lutowaczy nareszcie są pod względem formy zbliżone do świadectw z egzaminu kwalifikacyjnego spawaczy (pn-en 287-1:2011 [16]). norma obejmuje również operatorów lutowania, czego nie uwzględniała stara norma pn-en 13133:2002 ani normy dotyczące operatorów spawania pn-en 1418:2000 [8] i en iso 14732:2011 [9]. należy zwrócić uwagę na fakt, że pn en iso 13585:2012, zalecająca badanie określonych połączeń próbnych, dotyczy przede wszystkim systemów jakości, w szczególności zakładów mających wdrożony system zarządzania jakością. natomiast do formalnego prowadzenia procesów lutowniczych (zwłaszcza przez drobnych wytwórców szerokiego asortymentu wyrobów lutowanych) wystarczy zaświadczenie ukończenia kursu, szkolenia, aby spełnić wymagania rozporządzenia ministra gospodarki z 2000 r. w sprawie bhp przy pracach spawalniczych. opinia osób, które miały okazję zapoznać się z treścią normy, jest zgodna, tzn. nowa norma jest dużo bardziej praktyczna od poprzednich wersji. oczywiście w dokumencie można znaleźć pewne niedociągnięcia czy fragmenty wymagające uszczegółowienia. brak jest na przykład wytycznych dotyczących kwalifikowania lutospawaczy (łukowych) – techniki, która coraz częściej wykorzystywana jest w przemyśle. brakuje również kryteriów dopuszczania lutowaczy na szkolenie i wymagań odnośnie do ich zakresu. tu jednak należałoby postawić pytanie, czy norma jest właściwym miejscem na takie zapisy. przykładowe oznaczenia egzaminu lutowacza iso 13585 912 t o b ni600 ff t1,5 d20 l3 h co oznacza: lutowanie ręczne płomieniowe, rury, połączenie zakładkowe, stal z grupy 8 (wg iso/tr 15608), lut ni600, podawany na powierzchnie czołowe, grubość materiału 1,5 mm, średnica zewnętrzna rury 20 mm, długość zakładki 3 mm, płynięcie lutu poziome; iso 13585 916 p o d cu511 ff t4 l5 vd co oznacza: lutowanie indukcyjne, blachy, złącze zakładkowe, miedź z grupy 31 (wg iso/tr 15608), lut cu511 podawany na powierzchnie czołowe, grubość materiału 4 mm, długość zakładki 5 mm, płynięcie lutu pionowe na dół; iso 13585 – 921 które nadaje uprawnienia operatora lutowania piecowego. literatura [1] kuzio t.: uznawanie technologii lutowania twardego i egzaminowanie lutowaczy według norm europejskich, biuletyn instytutu spawalnictwa, nr 3/2003. [2] kuzio t.: uznana technologia i kompetentny personel podstawą zapewnienia jakości wyrobów lutowanych, przegląd spawalnictwa, nr 8-9/2004. [3] nowacki j., chudziński m., zmitrowicz p.: dokumentowanie i uznawanie technologii lutowania, przegląd spawalnictwa, nr 11/2006. [4] nowacki j., chudziński m., zmitrowicz p.: lutowanie w budowie maszyn, wnt, warszawa 2007. [5] pn-en iso 13585:2012 „lutowanie twarde – kwalifikowanie lutowaczy i operatorów lutowania twardego”, (oryg.). [6] pn-en 13134:2004 lutowanie twarde – uznawanie technologii. [7] pn-en 13133:2002 lutowanie twarde – egzaminowanie lutowaczy (norma wycofana). [8] pn-en 1418:2000 personel spawalniczy – egzaminowanie operatorów urządzeń spawalniczych oraz nastawiaczy zgrzewania oporowego dla w pełni zmechanizowanego i automatycznego spajania metali. [9] en iso 14732:2011 personel spawalniczy. egzaminowanie operatorów w pełni zmechanizowanych i zautomatyzowanych urządzeń spawalniczych oraz nastawiaczy zgrzewania oporowego dla w pełni zmechanizowanego i automatycznego spajania materiałów metalicznych, nie uwzględnia procesu lutowania. [10] pn-en iso 4063:2011 spawanie i procesy pokrewne – nazwy i numery procesów. [11] iso/tr 15608:2013 spawanie. wytyczne systemu podziału materiałów metalowych na grupy. [12] pn-en iso 17672:2010 lutowanie twarde – spoiwa. [13] vpn-en 12799:2003 lutowanie twarde – badania nieniszczące złączy lutowanych na twardo. [14] pn-en 12797:2002 lutowanie twarde – badania niszczące złączy lutowanych na twardo. [15] pn-en iso 18279:2008 lutowanie twarde – niezgodności w złączach lutowanych na twardo. [16] pn-en 287-1:2011 egzamin kwalifikacyjny spawaczy. spawanie. część 1: stale. 201402_pspaw_9185.pdf 40 przegląd spawalnictwa 2/2014 bernard wichtowski ryszard pakos zagadnienia materiałowo-spawalnicze modernizowanego stalowego mostu kolejowego na linii nr 408 materials and welding aspects   of bridge modernization of 408 railway dr hab. inż. bernard wichtowski, em. prof. zut, dr inż. ryszard pakos – zachodniopomorski uniwersytet technologiczny w szczecinie. autor korespondencyjny/corresponding author: marek.wichtowski@zut.edu.pl abstract after a period of use of a building changes the ability to meet the full range of designed functions, above all, its durability and usable technology. this problem applies to railway bridges. over 75% of these structures has more than 50 years, of which nearly 45% are operated for over 100 years, so already exceeded the assumed working life. these objects are strengthened and modernized. this fact requires prior knowledge of the current characteristics of material-strength steel construction and weldability. in the paper this is shown selected aspects of the modernization of the railway steel bridge no. 408, the line szczecin-berlin. keywords: steel bridges, confluent steel, weldability streszczenie po pewnym okresie użytkowania obiektu budowlanego ulega zmianie jego zdolność do spełniania w pełnym zakresie funkcji projektowanych, a przede wszystkim jego trwałość technologiczna i użytkowa. wyraźnie problem ten dotyczy kolejowych obiektów mostowych. ponad 75% tych konstrukcji liczy ponad 50 lat, z czego prawie 45% jest eksploatowanych ponad 100 lat, czyli już przekroczyło zakładaną trwałość normatywną. sukcesywnie obiekty te są wzmacniane i modernizowane. wymaga to wcześniejszego poznania aktualnych cech materiałowo-wytrzymałościowych konstrukcji oraz spawalności stali. w artykule zagadnienie to przedstawiono w związku z modernizacją mostu stalowego na linii kolejowej nr 408, szczecin-berlin. słowa kluczowe: mosty stalowe, stal zlewna, spawalność stali wstęp w ramach regionalnego programu operacyjnego województwa zachodniopomorskiego na lata 2002-2013 przeprowadzono modernizację dwóch regionalnych linii kolejowych i kilku mostów [1, 2]. jednym z tych mostów jest konstrukcja usytuowana na linii nr 408 szczecin-stobno-granica rp-berlin, której remont wykonano na przełomie 2012/2013 roku. według danych z karty ewidencyjnej obiekt został odbudowany w 1948 r. z konstrukcji poniemieckiego pochodzenia i nieznanego miejsca wcześniejszej eksploatacji. pierwotnie była to kolejowa linia dwutorowa i mosty usytuowane w omawianym kilometrze zostały zniszczone w wyniku działań wojennych w końcu ii wojny światowej. obecnie do berlina, oddalonego od szczecina w linii kolejowej 110 km, podróż pociągiem trwa 2 godziny. ponieważ do berlina nie mogą wjeżdżać 41przegląd spawalnictwa 2/2014 lokomotywy spalinowe, w angermünde następuje zmiana lokomotywy lub pasażerowie przesiadają się do elektrycznego składu. na linii tej brakuje zaledwie 33 km elektryfikacji, w tym 10 km torów po stronie polskiej i 23 km po stronie niemieckiej. według informacji w „głosie szczecińskim”, z 19.11.2012 r., komisja rejonu gartz nad odrą już w czerwcu 2009 r. podjęła uchwałę o pilnej konieczności rozbudowy dwutorowej trasy, jej zelektryfikowania i przystosowania do prędkości 160 km/h. porozumienie pomiędzy polską i niemcami w zakresie modernizacji linii zostało zawarte dopiero w ostatnich dniach grudnia 2012 r. według doniesień prasowych szczególne zainteresowanie budową tej linii wykazuje berlin brandenburg airport. samoloty berlińskich lotnisk rocznie przewożą ok. 1 mln pasażerów z pomorza zachodniego, którzy docierają tam głównie samochodami. uznano, że kolej jest dobrym uzupełnieniem komunikacyjnym dla tego rejonu. konstrukcja mostu widok mostu przedstawiono na rysunku 1, a jego dane ewidencyjno-konstrukcyjne obrazują rysunki 2 i 5. most wykonano jako typową, jednoprzęsłową, nitowaną, stalową konstrukcję blachownicową z jazdą górą. prawdopodobnie wybudowana została na początku xx w. [3÷5]. rozpiętość podporowa przęsła wynosi 26,40 m. długość dźwigarów nośnych jest równa 27,00 m, przy czym ich osiowy rozstaw poprzeczny wynosi 1,75 m, a szerokość poprzeczna łącznie z dwustronnymi chodnikami 4,40 m. dźwigary blachownicowe wykonano ze środnika o przekroju poprzecznym 18x2100 mm oraz z pasów o różnej grubości i jednakowej szerokości 450 mm na całej ich długości. pas górny w strefie podporowej ma grubość 16 mm, a pas dolny 18 mm i są one na swej rozpiętości, w części środkowej, wzmocnione dwoma nakładkami. poszczególne pasy ze środnikiem są połączone przez nitowanie dwoma kątownikami równoramiennymi 180x180x16 mm (rys. 2). sztywność przestrzenną mostu zapewniają stężenia pionowe poprzeczne oraz poziome w płaszczyźnie pasa górnego i dolnego (rys. 6a). stężenie wiatrowe w poziomie pasów górnych wykonstruowane jest ze słupków z kątownika 110x110x10 mm w odstępach co 1,76 m oraz krzyżulców z kątowników 90x90x10 mm. stężenie pionowe w odstępach co 3,52 m wykonane jest w przęśle jako krzyżowe, a na podporze jako v z pojedynczych kątowników 90x90x10 mm (rys. 2b i 6a). w osi stężeń pionowych założone są także kątownikowe rozpórki w poziomie pasa dolnego. rys. 1. widok ogólny mostu i jego nawierzchnia po remoncie fig. 1. view of bridge and the railway after modernization rys. 2. konstrukcja mostu: a) widok boczny dźwigara głównego, b) przekrój poprzeczny fig. 2. bridge structure: a) side view of the main beam, b) crosssection a) b) 42 przegląd spawalnictwa 2/2014 właściwości mechaniczne i plastyczne stali z konstrukcji mostu określono na podstawie badań statycznego rozciągania próbek okrągłych, pięciokrotnych o średnicy bazowej 10 mm. z uwagi na małą szerokość wyciętego odcinka stali ze środnika dźwigara mostu, próbki wykonano z blachy o kierunku prostopadłym do kierunku jej walcowania; są to tzw. próbki poprzeczne. z literatury wynika, że próbki poprzeczne przy badaniach udarnościowych mają mniejszą wartość pracy łamania. analogiczne właściwości stwierdził autor (bw) przy badaniach stali z blachownicowych dźwigarów pod suwnice półbramownicowe w [10]. cechy tej nie stwierdzono jednak w przypadku próbek o zróżnicowanych kierunkach ich pobrania, przy badaniach statycznego rozciągania. przy określonej wartości re różnica wyniosła 1,4%, a przy wyznaczaniu rm jedynie 0,7%. przyjęto, że różnice te stanowią błąd pomiaru. zbadano trzy próbki o parametrach podanych na rysunku 3, który przedstawia wykres ich rozciągania. badania prowadzono zgodnie z pn-en iso 6892:2010 na maszynie wytrzymałościowej zwick/roell z600, a ich wyniki podano w tablicy ii. wartości charakterystyczne właściwości mechanicznych stali wynoszą: – minimalna wartość górnej granicy plastyczności: reh = 370 mpa, – granica wytrzymałości na rozciąganie: rm = 590 mpa, – procentowe wydłużenie stali: a5 = 23%. przyjmując wartość re = min reh = 371 mpa oraz „mostowy” współczynnik materiałowy γs = 1,20 + 0,05 = 1,25, otrzymuje się przy grubości elementów t ≤ 16 mm: – wytrzymałość charakterystyczną: fyk = 370 > 355 mpa, – wytrzymałość obliczeniową fd = 370/1,25 = 295 – 10 = 285 mpa. wykorzystując próbkę do badań składu chemicznego, określono twardość stali, którą mierzono w tzw. warunkach standardowych, używając kulki stalowej o średnicy d = 10 mm przy obciążeniu p = 29 430 n utrzymywanym przez czas t = 15 s. badania przeprowadzono twardościomierzem b3 cs, a ich wyniki zamieszczono w tablicy ii. skład chemiczny i właściwości mechaniczne stali ze strefy podporowej jednego z dźwigarów blachownicowych wycięto odcinek stali środnika, z której wykonano próbki do badań materiałowych. charakterystykę składu chemicznego wypolerowanej powierzchni próbki wykonano spektrometrem emisyjnym jarzeniowym gds 500a firmy leco. analizę przeprowadzono dla trzech wypaleń na próbce, a jej wyniki zawarto w tablicy i. zamieszczono w niej średnie arytmetyczne procentowe zawartości podstawowych 9 pierwiastków, z 21 pierwiastków zbadanych. jednocześnie w tablicy tej, w celach porównawczych, podano skład chemiczny węglowej stali zlewnej (fluᵝstahl) oraz jej odmiany o podwyższonej wytrzymałości oznaczonej symbolem st52 (hochwertige baustahle). stale te stosowali niemcy w konstrukcjach budowlanych do lat czterdziestych xx w. dane stali zlewnej określono wg [2, 6], natomiast stal st52 była produkowana w różnych odmianach, przy dość zróżnicowanym składzie dodatków stopowych [7, 8]. państwowe koleje w niemczech dopiero w 1937 r. wydały wytyczne dla tej stali, określające jej skład chemiczny i cechy wytrzymałościowe [9]. w tablicy i podano dane aktualnego zamiennika stali st52, jakim jest wg din 17102-83 stal niskostopowa o podwyższonej wytrzymałości ste355, oraz do niedawna stosowanej w polskim mostownictwie stali st3m wg pn-89/h-84023/04 i stali 18g2 wg pn-86/h-84018. zgodnie z zaleceniami normy mostowej pn-82/s-10052, stal 18g2 stosujemy na elementy w konstrukcjach nitowanych z jednoczesnym przyjęciem jej wytrzymałości obciążeniowej o 10 mpa niższej od wykazanej. z porównania składu chemicznego poszczególnych gatunków stali wynika, że konstrukcja mostu została wykonana ze stali st52 o właściwościach obecnej stali niemieckiej ste355. na uwagę w jej składzie zasługuje znaczna zawartość: manganu, krzemu i chromu, a ich odchyłka standardowa w badaniach wyniosła odpowiednio 1,10%; 2,22% i 6,49%. jednocześnie zawartości siarki (0,0158%) i fosforu (0,0221%) nie przekraczają ilości, które aktualnie uznaje się za dopuszczalne, tj. 0,040%. rodzaj stali skład chemiczny stali, % wag. c mn si p s cu cr ni al stal badana 0,196 1,250 0,378 0,0221 0,0158 0,0634 0,223 0,0008 0,0016 stal zlewna 0,030 ÷0,350 0,040 ÷0,750 ślady ÷0,180 0,004 ÷0,160 0,004 ÷0,115 0,110 ÷0,140 0,007 ÷0,014 0,030 ÷0,040 0,010 ÷0,020 ste355 (st52) max 0,200 0,900 ÷1,650 0,100 ÷0,500 max 0,035 max 0,030 max 0,200 max 0,300 max 0,300 min 0,020 st3m max 0,200 min0,040 0,120 ÷0,300 max 0,050 max 0,050 – max 0,300 max 0,300 max 0,300 18g2 max 0,200 1,000 ÷1,5000 0,200 ÷0,350 max 0,040 max 0,040 max 0,300 max 0,300 max 0,300 min 0,020 tablica i. skład chemiczny stali, z której wykonano most, oraz stali starych i współczesnych table i. chemical composition of bridge steel and the old and current used steels 43przegląd spawalnictwa 2/2014 ocenę zachowania się stali z konstrukcji mostu w wypadku wystąpienia warunków sprzyjających kruchym pękaniom przeprowadzono na podstawie próby udarności. badania wykonano na próbkach charpy’ego (kcv) w czterech zakresach temperatury, od -40 do +20oc, przy ich zróżnicowaniu co 20oc. uzyskane wyniki przedstawiono w tablicy iii i na rysunku 4. na rysunku 4, oprócz przedstawienia wartości średniej udarności na danym poziomie temperaturowym, zaznaczono poziomą linię, określającą udarność na poziomie 34 j/cm2. jest to minimalna wartość krytyczna udarności kcv stawiana przez eurokod 3 stalom nowych konstrukcji w przypadku badania próbek o a = 80 mm2. w pn-en 1993-1-10:2007 podano, że „praca łamania av(t) w dżulach [j], potrzebna do złamania próbki udarnościowej z karbem ostrym charpy v w określonej temperaturze badania t była nie niższa niż 27 j.” oznacza to dla badanych próbek wartość udarności kcv = 34 j/cm2. analogiczną wartość kv dla próbek wzdłużnych ze stali s355 w stanie jr, jo i j2, w temperaturze 20oc i -20oc podano w normie hutniczej pn-en 10025-2, natomiast dla stali mostowej s355 w stanie n, nl, m i ml wartość kv jest większa (27÷63 j) i przyjmowana wg pn-en 10025-3 oraz pnen 10025-4. określone wyżej wymagania udarnościowe dotyczą nowych konstrukcji stalowych. wskazane w tablicy iii wartości udarności pozwalają na oszacowanie plastyczność stali mostu oraz określenie stopnia jej zestarzenia. badana stal wykazała stosunkowo małą udarność w temperaturze ujemnej. uzyskana udarność kcv = 20,2 j/cm2 w temperaturze -20oc stanowi 59,4% wymaganej udarności normatywnej (34 j/cm2). temperatura przejścia badanej stali w stan kruchy wynosi -8,5oc (rys. 4), a tzw. wskaźnik starzenia wg [10] ma wartość ws = 20,2/34 = 0,59. rys. 3. wykres rozciągania próbek ze stali środnika dźwigara głównego fig. 3. the scheme of tensile strength of the web of main beam tablica ii. właściwości mechaniczne stali badanej i stali porównawczych table ii. mechanical properties of tested and compared steels rodzaj stali średnica próbki, t blachy, mm reh mpa rm mpa a5 % α re/rm twardość brinella hb rmb, mpa 1) reb, mpa 2) stal mostu ø10 371 378 380 587 587 589 23 25 23 0,620 0,625 0,632 170 179 187 572 604 638 360 380 402 wartość średnia 379 588 24 0,626 179 604 380 ste355 (st52) t ≤ 70 >345 490÷630 >22 0,625 – – – 18g2 t = 16÷33 >345 480÷620 >22 0,627 – – – 1) rmb wg pn-en iso 6506-4:2002 2) reb = αrmb, gdzie: α = 0,63 wg [2] element wymiary próbki numer próbki udarność kcv w j/cm2 przekrój, mm karb, mm pole, mm2 -40oc -20oc 0oc 20oc stal środnika dźwigara 10x10 2 80 1 2 3 7,4 7,4 7,4 16,1 20,0 24,6 40,7 45,0 49,1 72,4 72,5 73,6 wartość średnia 7,4 20,2 44,9 72,8 tablica iii. udarność próbek charpy’ego table iii. impact strength in charpy’s test rys. 4. średnia udarność próbek ze stali środnika dźwigara mostu fig. 4. the average impact strength of the web of main beam 44 przegląd spawalnictwa 2/2014 ocena spawalności stali podczas remontu mostu przewidziano oparcie mostownic na pasach górnych dźwigarów blachownicowych w sposób pokazany na rysunku 5. bezpośrednie przekazywanie obciążenia z mostownic na most jest dokonywane przez podkładki centrujące oznaczone 1. zamontowane 94 podkładki o zmiennej wysokości wzdłuż obiektu (h od 50 do ~90 mm) są bezpośrednio spawane do pasów górnych w osi środnika. takie rozwiązanie konstrukcyjne likwiduje poprzeczne zginanie blachy pasa dźwigara pod mostownicą [3] (rys. 6b). podkładki te o długości 210 mm i szerokości 40 mm zespawane są spoinami pachwinowymi grubości a = 4 mm, co warunkuje konieczność wykonania oceny spawalności stali mostu. rys. 5. projektowane oparcie mostownicy na pasie górnym dźwigara fig. 5. designed support of bridge sleeper of the main beam 45przegląd spawalnictwa 2/2014 rys. 7. parametry stali: a) wpływ zawartości c i ce na podatność pęknięć w swc, b) zależność spawalności od ce i grubości blachy pasa górnego [7, 13] fig. 7. steel properties: a) influence of the c and ce content on cracks susceptibility in haz, b) function of weldability and the upper beam plate thickness a) b) w odniesieniu do modernizowanego mostu autorzy określili spawalność metalurgiczną, oszacowaną na podstawie składu chemicznego według obliczonych poniższych wskaźników (1÷7) przyjętych z [11÷13]: – równoważnik węgla ce = c + mn + cr + mo + v + ni +cu = 0,454% > 0,43% (1) 6 5 15 – wskaźnik odporności na pękanie hcs = 1000﴾s + p + si + ni ﴿ c = 2,61% < 4% (2) 25 100 3mn+cr+mo+v cekw = c + 2s + p + s – 0,4 + mn – 0,8 + ni + cu + cr – 0,8 = 0,236% > 0,15% (3) 3 10 12 12 15 15 – wskaźnik oceny skłonności do pękania zimnego, gdzie: t = 16 mm c’e = c + mn + p + mo + ni + cu + cr + v + 0,0024t = 0,504% > 0,4% (4) 6 2 4 15 13 5 – twardość strefy wpływu ciepła hvmax = 90 + 1050c + 47si + 75mn + 30ni + 31cr = 414hv > 350hv (5) hvmax = 1200c’e – 200 = 405hv > 350hv (6) hvmin = 1200c’e – 260 = 345hv < 350hv (7) rys. 6. oparcie mostownic: a) bezpośrednio na pasach górnych dźwigarów (przed remontem), b) na płytkach centrujących (po remoncie) fig. 6. support of bridge sleeper: a) direct on the main beam (before modernization), b) on the centre plates (after modernization) a) b) z wyjątkiem wskaźników (2) i (7) obliczone wartości pozostałych wskaźników są większe od wartości skrajnych, granicznych. stal, z której wykonano most, jest skłonna do powstawania pęknięć i jest spawalna warunkowo (rys. 7). dla aktualnie zalecanej stali mostowej s355n i s355nl, o właściwościach stali st52 w omawianym moście, wg pn -en 10025-3 (dla elementów o grubości ≤ 63 mm) wartość ce nie powinna przekraczać 0,43%. równoważnik węgla ce z aw ar to ść c , % grubość blachy, mm c e, % 46 przegląd spawalnictwa 2/2014 wnioski z uzyskanych wyników badań i wyliczonych wskaźników spawalności wynika, że: – most został wykonany z niskostopowej stali zlewnej st52 o właściwościach do niedawna stosowanej stali niemieckiej ste355 wg din 17102-83, – stal jest stalą uspokojoną, gdyż si = 0,378% > 0,12%, o strukturze drobnoziarnistej i p = 0,022% < 0,05,% – wytrzymałość charakterystyczna stali fyk = remin = 370 mpa, – wytrzymałość obliczeniowa stali fd = 285 mpa dla t ≤ 16 mm, – stal jest spawalna warunkowo, ma tendencje do powstawania pęknięć na zimno z powodu hartowania się swc, – uzyskano dużą zgodność wartości rm i re otrzymanych ze statycznego rozciągania stali i badań twardości hb; różnice wynoszą jedynie +2,7% i +3,3%. spawanie płytek centrujących pod mostownice (rys. 5 i 6) należy prowadzić z zachowaniem poniższych zaleceń: – podkładki centrujące spawać spoinami pachwinowymi o grubości a = 4 mm, – przed spawaniem w miejscu podkładki odcinek pasa górnego dźwigara blachowniczego długości 400 mm podgrzać do temperatury 200oc, – podgrzewać palnikiem z użyciem propanu-butanu w celu wyeliminowania ewentualnego nawęglenia stali pasów przy podgrzewaniu z użyciem acetylenu, – do spawania używać elektrod zasadowych niskowodorowych, np. ok.55.00, wg en499 oznaczonych jako e46 5b 32 oraz wg iso 2560 jako e515 b 120 26 h. literatura [1] wichtowski b., hołowaty j.: ocena właściwości stali mostów na modernizowanych regionalnych liniach kolejowych woj. zachodniopomorskiego. mosty, nr 2/2012. [2] wichtowski b., hołowaty j.: analiza właściwości materiałowych i spawalniczych stali zlewnej mostów kolejowych. inżynieria i budownictwo, nr 5/2013. [3] madaj a., wołowicki w.: budowa i utrzymanie mostów. wkł, warszawa 1995. [4] bień j.: uszkodzenia i diagnostyka obiektów mostowych. wkł, warszawa 2010. [5] wiśniewski d., majka m., bień j.: ocena nośności mostów w okresie ich eksploatacji. doświadczenia krajowe i zagraniczne. inżynieria i budownictwo, nr 7-8/2013. [6] madaj a., skarżewski j.: ocena właściwości stali zgrzewanych i wczesnych stali zlewnych w konstrukcjach mostowych. inżynieria i budownictwo, nr 2/1986. [7] czapliński k.: dawne wyroby ze stopów żelaza. dolnośląskie wydawnictwo edukacyjne, wrocław 2009. [8] hołowaty j.m., wichtowski b.: properties of structural steel used in earlier railway bridges. structural engineering international, 4/2013. [9] stahlbau-kalender. verlag von wilhelm ernst und sohn, berlin 1940. [10] wichtowski b., hołowaty j.: badania udarnościowe stali zlewnej mostów kolejowych. inżynieria i budownictwo, nr 1/2014. [11] tasak e.: spawalność stali. fotobit, kraków 2002. [12] rykaluk k., wichtowski b.: wytrzymałość konstrukcji mostowej z pęknięciami w spawanych złączach czołowych. materiały xliii konferencji naukowej kiliw pan i kn pzitb, tom v, poznań-krynica 1997. [13] blicharski m.: inżynieria materiałowa. stal. wnt, warszawa 2004. przegląd spawalnictwa welding technology review open access library przegląd spawalnictwa uruchomił możliwość wolnego dostępu do pełnych treści artykułów w ramach open access library. artykuły w języku angielskim w formacie pdf zamieszczane są na tronie internetowej redakcji: www.pspaw.ps.pl. autorów zainteresowanych publikacją w open access library prosimy o przesyłanie artykułów w języku polskim i angielskim. w miesięczniku nastąpi publikacja w języku polskim, a tekst w języku angielskim zostanie zamieszczony na stronie internetowej. ps 8 2018 www bez reklam 56 przegląd  spawalnictwa vol. 90 8/2018 wyznaczanie wielkości krytycznych   odporności na pękanie stali i złączy spawanych  determination of the critical values of toughness on crack of steels and welded joints dr hab. inż. krzysztof werner, prof. pcz; dr inż. kwiryn wojsyk – politechnika częstochowska; dr hab. inż. dariusz rozumek,  prof. po – politechnika opolska; mgr inż. jacek zajączkowski – norsk sweiseteknikk as – filia w polsce. autor korespondencyjny/corresponding author: kwerner@bud.pcz.pl streszczenie w pracy przedstawiono wyniki badań różnych gatunków stali i ich złączy spawanych oraz wzory (równania), które zastosowano do wyznaczenia wielkości krytycznych dla kryteriów odporności na pękanie. dotyczą one zarówno zakresu liniowo-sprężystej, jak i sprężysto-plastycznej mechaniki pękania. ponadto porównano eksperymentalnie wyznaczone rozwarcie czoła pęknięcia (ctod) z wartościami obliczonymi według proponowanej w literaturze zależności, określającej jego korelację z wynikami badań udarności stali i złączy spawanych. oceniono zgodność odporności na pękanie z użyciem dostępnych i znanych równań. słowa  kluczowe: pękanie; złącze spawane; wielkości krytyczne odporności na pękanie; ctod abstract the paper presents the results of tests on various steel grades and their welded joints as well as the formulas used to determine the critical values for toughness on crack criteria. they concern both the linear-elastic and the elasticplastic range fracture mechanics. in addition, experimental and calculated crack tip opening displacement (ctod) was compared based on their correlation with the results of standard impact tests of steel and welded joints. the compatibility of toughness on crack using different patterns was also evaluated. keywords: crack; welded joint; critical values of toughness on crack; ctod wstęp wyznaczanie krytycznej wielkości szczeliny w złączu spawanym (elemencie konstrukcyjnym) ze względu na możliwość nagłego pękania w jednoosiowym stanie naprężenia rozciągającego oparte jest, zgodnie z zasadami liniowosprężystej mechaniki pękania (lsmp), na wartości współczynnika intensywności naprężenia ki na czole centralnej szczeliny o długości 2a przechodzącej na wskroś. kruche – nagłe pękanie elementu (złącza) wystąpi wtedy, gdy współczynnik ki osiągnie wartość krytyczną kic [1,2]: ki = kic. (1) ten rodzaj pękania jest charakterystyczny dla materiałów kruchych, ale występuje również w materiałach sprężysto-plastycznych np. w stalach przy dominacji płaskiego stanu odkształcenia. stan taki istnieje w elementach o dużych grubościach przy niskim poziomie naprężenia nominalnego σ względem granicy plastyczności re, tj. przy sr = σ/re ≤ 0,5. w wyniku spiętrzenia naprężenia na czole karbu tworzy się strefa plastyczna jako pewne uszkodzenie struktury materiału, ale w tym stanie jest ona bardzo mała (nieco większa jest tylko w warstwie wierzchniej elementu) krzysztof werner, dariusz rozumek, kwiryn wojsyk, jacek zajączkowski przeglad welding technology review i dlatego można ją pominąć [2÷4]. kryterium lsmp stosuje się też przy wyższym poziomie naprężenia (05 < sr ≤ 0,8), tj. przy quasi-kruchym pękaniu materiału. w tym przypadku operuje się efektywną wielkością szczeliny aef [1÷3], tj. sumą rzeczywistej długości szczeliny a i zasięgu strefy plastycznej na jej czole rp, – czyli.aef.=.a+rp. w złączach spawanych niezgodności spawalnicze mogą wystąpić w postaci szczelin odkrytych i zakrytych. szczeliny odkryte (np. przechodzące na wskroś) wykrywa się i określa ich wielkość optycznie, mierząc ich długość na powierzchni złącza. natomiast szczeliny zakryte (wewnątrz materiału), widoczne np. na powierzchni przełomów próbek łamanych udarowo [5], można wykrywać i mierzyć za pomocą badań nieniszczących – np. badań ultradźwiękowych lub radiograficznych. wartość współczynnika intensywności naprężenia w złączu spawanym wynika zarówno z naprężeń nominalnych pochodzących od obciążeń zewnętrznych, jak i z naprężeń własnych. wielkość i rozkład naprężeń własnych określa się za pomocą różnych modeli obliczeniowych [2] lub za pomocą analiz numerycznych, bazujących zwykle na metodzie doi:.http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v90i8 .925 57przegląd  spawalnictwa vol. 90 8/2018 tablica i. właściwości mechaniczne spoin złączy wykonanych przy użyciu drutu sf-3am, t = -60 °c table i. mechanical proprieties of weld material of joints made using the wire sf-3am, t = -60 °c elementów skończonych, jak opisano to dla złącza krzyżowego w pracy [6]. w przypadku elementów stalowych o małej grubości (mniejszych od ok. 10 mm) przy wyższym poziomie naprężenia (sr > 0,5) na czole szczeliny pojawia się duża strefa odkształcenia plastycznego. zgodnie z założeniami sprężysto-plastycznej mechaniki pękania (spmp) [1÷4] kryterium pękania powinno uwzględniać w tych warunkach odkształcenie plastyczne na czole szczeliny. o możliwości nagłego pękania decyduje wielkość rozwarcia czoła szczeliny δ [2÷4], która po osiągnięciu wartości krytycznej δc powoduje nagłe pękanie elementu. wyraża się to następującą zależnością: δ = δc. (2) innym kryterium w zakresie spmp jest całka j wyznaczana jako wielkość energii wymaganej do rozwoju pęknięcia. według tego kryterium nagły rozwój pęknięcia w materiale wystąpi wtedy gdy całka j osiągnie wartość krytyczną jc (3): (j = jc). (3) jednak w niskich temperaturach, zwykle w temperaturach poniżej -20 °c, znacznie wzrasta kruchość stali. sygnalizuje ją prawie w 100% krystaliczny przełom próbek przeznaczonych do pomiaru udarności. można wtedy stosować kryterium lsmp (również przy wyższym zakresie naprężenia 0,5 < sr ≤ 0,8) zamiast kryteriów spmp. wyznaczanie wielkości krytycznych: odporności na pękanie kic, rozwarcia czoła pęknięcia δic (ang. crack.tip.opening.displacement.–.ctod) albo całki jic wg i modelu wzrostu pęknięcia zgodnie z normami [7÷10] jest trudne i uciążliwe oraz wymaga odpowiedniego wyposażenia laboratorium. trudności te wynikają ze sposobu wykonania i przygotowania próbek do badań oraz konieczności zachowania odpowiednich warunków i procedury badań [10]. z tego powodu ciągle poszukuje się zależności, wiążących wyniki standardowych badań właściwości mechanicznych materiału z wartościami krytycznymi parametrów odporności na pękanie. są to najczęściej zależności łączące wyniki pracy udarowego zginania próbek z karbem ostrym charpy v – kv (wyrażonej w j) z wartościami krytycznymi kic i δic, co przedstawiono w pracy [4]. można spotkać także prace omawiające inne metody określania tych wielkości, np. wyznaczenie wartości kic dla powłok natryskiwanych plazmowo na podstawie pomiaru długości spękań wokół odcisku powstałego przy pomiarze twardości metodą vickersa [11]. takie alternatywne podejścia do określenia parametrów odporności materiału na pękanie są z reguły możliwe do zastosowania w warunkach laboratoriów jakimi dysponuje przemysł. krytyczne parametry odporności  materiału na pękanie zależności korelacyjne określające parametry krytyczne  mechaniki pękania na podstawie pracy udarowego łamania kv próbek typu „charpy v” (wyznaczonej w j) można określić odporność na pękanie kic (wyrażoną w mpa√m) z następujących zależności korelacyjnych [4]: kic = √0,00022 • e • (kv)3/2, (4) kic = √0,00137 • e • (kv), (5) kic = 14,5√(kv), (6) kic = 0,53(kv) + 57,9. (7) natomiast krytyczną wartość rozwarcia czoła pęknięcia – ctod (wyrażoną w mm) można określić wzorem korelacyjnym (8), jak wykazano to w pracy [12]: ctod = δc = 0,0024 • kv (8) wyniki badań i obliczeń wartości krytycznych kic i ctod badania podstawowych właściwości mechanicznych, tj. granicy plastyczności re, wytrzymałości na rozciąganie rm i pracy udarowego zginania kv przeprowadzono dla spoin złączy spawanych wykonanych z blachy o grubości 40 mm ze stali yp355. zastosowano materiał dodatkowy w formie drutu proszkowego do spawania łukowego o średnicy 1,2 mm zgodnego z normą en iso 17632-a: t 46 4 zp m 2 h5 o nazwie handlowej sf-3am (re = 550 mpa, rm = 590 mpa, re/rm = 0,932, a5 = 29%, kv -40 °c = 128 j). spoiny złączy spawanych dwustronnie (ukosowanie x) wykonano metodą mag w osłonie mieszanki gazowej m21 (ar+co2) wg pn-en iso 14175. wyznaczono eksperymentalnie na próbkach zginanych, zgodnie z normą [9], krytyczne wartości rozwarcia czoła pęknięcia δc (ctod) w spoinie. badania krytycznej wartości rozwarcia pęknięcia ctod i pracy udarowego zginania kv oraz podstawowych właściwości mechanicznych materiału spoiny przeprowadzono w temperaturze t = -60 °c. wartości średnie wyników badań w tej temperaturze oraz obliczeń ctod wg wzoru (8) zestawiono w tablicy i. na podstawie wyników badań i obliczeń określono błąd względny b – czyli różnicę między wartością ctod obliczoną ze wzoru (8) a jej wynikiem wyznaczonym eksperymentalnie, odniesioną do tego wyniku (tabl. i): b = • 100% (9) ctodwz.(8) ctodexp. ctodexp. re [mpa] rm [mpa] re/rm [-] kv [j] ctodexp. [mm] ctodwz.(8)  [mm] błąd b [%] w =  545 601 0,907 130 0,48 0,31 -35 0,65 545 601 0,907 62 0,45 0,15 -67 0,33 601 646 0,930 102 1,02 0,25 -76 0,24 601 646 0,930 77 0,95 0,18 -81 0,19 665 699 0,951 93 1,34 0,22 -83 0,17 665 699 0,951 107 1,39 0,26 -81 0,19 ctodwz.(8) ctodexp. 58 przegląd  spawalnictwa vol. 90 8/2018 przedstawione w tablicy i wyniki ctod obliczone wg wzoru (8) różnią się dość znacznie od wyników wyznaczonych eksperymentalnie, zwłaszcza przy wysokich wartościach granicy plastyczności – bliskich wytrzymałości na rozciąganie (np. dla re/rm = 0,951 |b| > 80%). należy też zauważyć, że wielkość rozwarcia pęknięcia wyznaczona doświadczalnie rośnie szybko i prawie liniowo wraz ze wzrostem wartości re/rm (rys. 1), podczas gdy wartość tego parametru obliczona ze wzoru (8) na podstawie pracy udarowego zginania kv jest w przybliżeniu niemal stała. rys. 1. krytyczna wartość rozwarcia czoła pęknięcia w spoinie złączy wykonanych przy użyciu drutu sf-3am fig. 1. critical value of crack tip opening displacement in weld material of joints made using the wire sf-3am według liniowych zależności określających zmianę wielkości ctod (rys. 1) zbliżone wartości wyników obliczeniowych i eksperymentalnych rozwarcia czoła pęknięcia uzyskano by po ekstrapolacji tych zależności do wartości re/rm równej ok. 0,9 (dla re/rm = 0,894 ctodwz.(8)= cdodexp.= 0,22). aby uzyskać zbliżone wartości ctod ze wzoru (8) do wyników eksperymentu należałoby wprowadzić do niego współczynnik poprawkowy (korekcyjny) w, dla badanego zakresu wartości re/rm, który określono jako: w= . (10) wtedy rzeczywistą wartość rozwarcia czoła pęknięcia ctodrzecz. można opisać zależnością: ctodrzecz. = ctodexp. = w • ctodwz.(8). (11) wielkość współczynnika w można wyznaczyć za pomocą kwadratowej funkcji aproksymującej wyniki określone wzorem (10), co przedstawiono na rysunku 2. omówioną wyżej rozbieżność między wynikami ctod obliczonymi wg wzoru (8) a wynikami uzyskanymi eksperymentalnie można tłumaczyć tym, że empiryczny wzór (8) został określony dla typowych stali konstrukcyjnych – tj. materiałów o modelu sprężysto-plastycznym z umocnieniem ctodwz.(8) ctodexp. rys. 3.  modele materiału ze względu na właściwości mechaniczne: a) materiał sprężysto-plastyczny z umocnieniem, b) sprężysto – idealnie-plastyczny (bez umocnienia) fig. 3. models of the material because of mechanical proprieties: a) the elastic-plastic material with strengthen, b) the elastic – ideally-plastic material (without the strengthen) rys. 2. zmiana wartości współczynnika korekcyjnego w wg wzoru (10) dla materiału spoin wykonanych przy użyciu drutu sf-3am fig. 2. change of value of the corrective coefficient w according to example (10) for material welds made using the wire sf-3am (rys. 3a). stale kwalifikowane do tego modelu charakteryzują się wyraźnie niższą granicą plastyczności w porównaniu z wytrzymałością na rozciąganie (re/rm < 0,9). spiętrzone naprężenie na czole szczeliny przekraczające granicę plastyczności takiego materiału powoduje jego umocnienie, to jest wzrost poziomu naprężenia potrzebnego do dalszego odkształcenia plastycznego – umożliwiającego plastyczny wzrost szczeliny. w związku z tym o nagłym rozwoju pęknięcia będzie w dużym stopniu decydować kruchość materiału, a nie jego plastyczność. dlatego krytyczne rozwarcie pęknięcia w takim materiale będzie niewielkie, a jego wartość ctod można z niewielkim błędem obliczyć ze wzoru (8). natomiast w materiale o poziomie re bliskim rm (re/rm > 0,9), tj. w materiale o znacznej ciągliwości – zbliżonym do modelu sprężysto-plastycznego bez umocnienia (rys. 3b), spiętrzone naprężenie na czole szczeliny po przekroczeniu granicy plastyczności spowoduje utworzenie dużej strefy plastycznej o znacznym odkształceniu. w wyniku tego wzrośnie wartość krytyczna ctod w porównaniu do materiału o charakterystyce zbliżonej do modelu sprężysto-plastycznego z umocnieniem. wzrost ten może wystąpić nawet w warunkach niskich temperatur, jak w omówionym przypadku zastosowanego materiału dodatkowego do spawania. wynikać to może z faktu, że oprócz kruchego pękania, wystąpi też pękanie plastyczne (ciągliwe), co potwierdza wysoki poziom pracy udarowego łamania próbek kv badanego materiału w niskich temperaturach. nie uwzględnia tego wzór (8) i dlatego wyniki obliczeń ctod wg tego wzoru będą znacznie zaniżone (ujemne wartości błędów) w porównaniu z wynikami eksperymentu. a) b) c to d  [m m ] re/rm w sp ół cz yn ni k  ko re kc yj ny  w x=re/rm 59przegląd  spawalnictwa vol. 90 8/2018 re [mpa] rm [mpa] re/rm [-] kv [j] ctodexp. [mm] ctodwz.(8)  [mm] błąd b [%] 545 602 0,905 78,7 0,27 0,19 -30 550 609 0,903 115,3 0,36 0,28 -22 552 580 0,952 101,7 0,66 0,24 -64 rys. 4. wpływ temperatury na wartość krytyczną rozwarcia czoła pęknięcia ctod oraz na wzrost pęknięcia w materiale rodzimym (a) i w spoinie (b) złącza spawanego wykonanego ze stali 18g2anb (e420) przy użyciu elektrod eb 1.50 [3] fig. 4. influence of temperature on the critical value of crack tip opening displacement ctod and on crack growth in original material (a) and in weld (b) of the welded joint made from 18g2anb steel (e420) use the electrodes eb 1.50 [3] reasumując można powiedzieć, że praca udarowego zginania próbek odzwierciedla w materiale o małym stosunku re/rm głównie niewielką pracę końcowego zniszczenia próbek poprzez kruche pękanie. natomiast w materiale o dużej wartości re/rm odzwierciedla też w znacznym stopniu pracę pękania ciągliwego, co powoduje zwiększenie błędów obliczeń wartości ctod wg wzoru (8). podobnie małe wartości obliczeń ctod wg wzoru (8), wyraźnie mniejsze niż wyniki eksperymentalne, uzyskano dla spoiny złączy blach o grubości 50 mm stali yp360 badanych w temperaturze t = -36 °c (tabl. ii). złącza spawane dwustronnie (ukosowanie x) wykonano przy użyciu drutu sf-3am – tego samego jak w poprzedniej serii badań dla t = -60 °c. ponadto przeprowadzono badania własne oraz wykorzystano dane zawarte w pracy [3] dotyczące złączy spawanych dwustronnie (ukosowanie x) wykonanych ze stali 18g2anb, której obecnie odpowiednikiem jest stal e420. podstawowe właściwości mechaniczne tej stali wyznaczone na próbkach kontrolnych były wysokie i wynosiły: re = 455 mpa, rm = 608 mpa, kv = 119,2 j, a5 = 28%. złącza z blachy o grubości 30 mm wykonano metodą spawania łukowego przy użyciu zasadowych elektrod otulonych eb 1.50. wyniki badań przedstawiono w tablicy iii. badania wykazały, że wartości krytyczne ctod obliczone ze wzoru (8) dla materiału rodzimego w temp. t = 20 °c i t = -4 °c były bardzo bliskie wynikom tego parametru wyznaczonym eksperymentalnie (tabl. iii). związane to jest niewątpliwie z właściwościami materiału rodzimego (re/rm = 0,748), który zachowuje się zgodnie z modelem materiału sprężysto-plastycznego z umocnieniem. podobnie zbliżone wartości obliczeń i badań ctod uzyskano dla spoiny tych złączy w t = -4 °c, ale wartość ctod obliczona ze wzoru (8) była wyraźnie wyższa niż wynik uzyskany z eksperymentu (b = 24%). związane to może być z pojawieniem się w tej temperaturze cech kruchego wzrostu pęknięcia (rys. 4b), podczas gdy w materiale rodzimym dominował plastyczny wzrost pęknięcia (rys. 4a). stwierdzono to na przełomach próbek przy badaniu ctod w tych strefach złącza (rys. 4). w temp. +20 °c w obu strefach złącza wartości ctod były wyższe niż w temp. -4 °c, ponieważ wzrost pęknięcia w materiale rodzimym miał charakter plastyczny (rys. 4a), a w spoinie dominowały również cechy pękania plastycznego (rys. 4b). kolejny materiał, który badano to stal s355 (dawna stal 18g2a). wyniki badań i obliczeń przedstawiono w tabli cy iv. złącza spawane łukowo dwustronnie (ukosowanie x) tablica ii. właściwości mechaniczne spoin wykonanych przy użyciu drutu sf-3am (t = -36 °c) table ii. mechanical proprieties of weld material of joints made using the wire sf-3am (t = -36 °c) tablica iii. właściwości złączy ze stali 18g2anb (e420) spawanych zasadowymi elektrodami otulonymi eb 1.50 table iii. mechanical proprieties of welded joints from 18g2anb steel (e420) made using the basic coated electrodes eb 1.50 t [°c] strefa złącza re [mpa] rm [mpa] re/rm [-] kv [j] ctodexp. [mm] ctodwz.(8)  [mm] błąd b [%] 20 materiał rodzimy 455 608 0,748 126 0,298 0,301 1 spoina 520 570 0,912 150 0,427 0,361 -15 -4 materiał rodzimy 460 610 0,754 110 0,260 0,265 2 spoina 525 585 0,897 88 0,170 0,211 24 z blachy o grubości 12 mm wykonano przy użyciu tych samych elektrod otulonych jak dla stali e420. materiał rodzimy miał cechy materiału sprężysto-plastycznego z umocnieniem (re/rm = 0,639). wartości ctod obliczone wg wzoru (8) i wyznaczone eksperymentalnie dla tej stali były zbliżone. natomiast w spoinie ze względu na dominację cech pękania plastycznego (re/rm = 0,920) wyniki obliczeń ctod wg wzoru (8) były wyraźnie niższe niż uzyskane eksperymentalnie. a) b) 60 przegląd  spawalnictwa vol. 90 8/2018 tablica iv. właściwości mechaniczne złączy spawanych ze stali s355 przy użyciu zasadowych elektrod otulonych eb 1.50 table iv. mechanical proprieties of welded joints from s355 steel made using the basic coated electrodes eb 1.50 w prezentowanym artykule nie zamieszczono wykresów dla wartości kic wyznaczonych ze wzoru (4) i (7). wyniki te w przypadku wzoru (4) są mocno zawyżone w stosunku do wartości kir wyznaczonych ze wzoru (13), a w przypadku wzoru (7) są mocno zaniżone. t [°c] strefa złącza re [mpa] rm [mpa] re/rm [-] kv [j] ctodexp. [mm] ctodwz.(8)  [mm] błąd b [%] 20 materiał rodzimy 365 571 0,639 140 0.302 0,336 11 spoina 520 565 0,920 116 0.395 0,279 -39 podobnie jak przy eksperymentalnym wyznaczeniu wartości ctod tak i przy wyznaczaniu odporności na pękanie kic należy liczyć się z trudnościami wynikającymi z wymogów przygotowania próbek oraz stosowania odpowiedniej procedury badań. dlatego autorzy podjęli się oceny możliwości zastosowania wzorów: (4)÷(7) opisujących korelację między odpornością na pękanie kic a pracą udarowego zginania kv. wzór określający kic na podstawie właściwości mechanicznych materiału takich jak: granica plastyczności re, moduł sprężystości podłużnej e oraz krytyczna wartość rozwarcia pęknięcia na czole szczeliny δic albo krytyczna wartość całki jic to znana z literatury [1] zależność: kic=√(re • δc • e)=√(jic • e) . (12) do praktycznej oceny odporności na pękanie stosowane są niekiedy inne zależności – np. zależność określająca wymaganą odporność na pękanie kir, która stosowana jest na słowacji zgodnie z normą [13] w postaci: kir= reg • √π.• 0,001 • af • kc • (2ks 1) [mpa√m] (13) gdzie: reg – granica plastyczności blachy o grubości g (w mm), af = 0,2g – normatywna max. wielkość szczeliny, pęknięcia lub wady (zakres 5÷20 mm), kc = 1,5, ks = 2 – współczynniki. autorzy pracy dokonali porównania wartości kic obliczonych wg różnych wzorów korelacyjnych i ich zgodności z wymaganą odpornością na pękanie kir, wyznaczoną zgodnie z ujętą w normie zależnością (13). w tym celu przedstawiono przykładowe wyniki obliczeń tych wielkości dla trzech gatunków drobnoziarnistych stali spawalnych s355, s420, s460. stale te w formie blach były normalizowane po obróbce, tj. po ulepszeniu cieplno-mechanicznym (walcowaniu). blachy miały różne grubości g w przedziale g = 25÷80 mm i w związku z tym różne wartości granicy plastyczności reg (malejące ze wzrostem grubości): reg = 345÷325 mpa dla stali s355, reg = 400÷380 mpa dla stali s420 i reg = 440÷410 mpa dla stali s460. są to stale wykazujące cechy zgodne z modelem materiału sprężystoplastycznego z umocnieniem (re/rm < 0,9). wymienione stale stosowane są na elementy konstrukcyjne – np. na przęsła mostów drogowych. najlepszą zgodność wyników obliczeń wartości kic z zależnością określającą kir (wz. 13) uzyskano dla wzoru (5), co przedstawiono na rysunku 5. dodatkowo wartości kic wyznaczone wg tego wzoru są niższe niż kir, co zwiększa stan bezpieczeństwa elementu konstrukcyjnego. jednak jeszcze niższe wyniki obliczeń kic uzyskuje się stosując wzór (6), co przedstawiono na rysunku 6, ale ich zgodność z wielkościami kir jest mniejsza niż przy zastosowaniu wzoru (5). natomiast wyniki obliczeń ze wzoru (6) są bardzo bliskie wynikom uzyskanym z klasycznej zależności (12), do któ rej podstawiono wartości δic wyznaczone na podstawie rozwarcia pęknięcia kv wg wzoru (8). widać to bardzo wyraźnie na rysunku 7 (zwłaszcza w stalach s420 i s460). wzrosty wartości kic i kir wraz ze zwiększaniem grubości blach, przedstawione na rysunkach 4÷7, aproksymowano funkcjami logarytmicznymi o wysokich współczynnikach korelacji. rys. 6.  odporność na pękanie: kic wyznaczana ze wzoru (6) i kir ze wzoru (13) fig. 6. fracture toughness: kic counted from formula (6) and kir from formula (13) rys. 7. odporność na pękanie: kic wyznaczana ze wzoru (6) i ze wzoru (12) fig. 7. fracture toughness: kic counted from formula (6) and from formula (12) rys. 5.  odporność na pękanie: kic wyznaczana ze wzoru (5) i kir ze wzoru (13) fig. 5. fracture toughness: kic counted from formula (5) and kir from formula (13) k ic , k ir  [m p a√ m ] k ic , k ir  [m p a√ m ] grubość g [mm] grubość g [mm] grubość g [mm] k ic  [m p a√ m ] 61przegląd  spawalnictwa vol. 90 8/2018 literatura [1] kocańda s.: zmęczeniowe pękanie metali, wnt warszawa 1985. [2] neimitz a.: mechanika pękania, pwn warszawa 1998. [3] brózda j.: wprowadzenie do mechaniki pękania, instytut spawalnictwa gliwice 2008. [4] rykaluk k.: pęknięcia w konstrukcjach stalowych, dolnośląskie wydawnictwo edukacyjne wrocław 2000. [5] słania j., staniszewski k., hyc k.: ocena przełomów złączy spawanych po próbie łamania, przegląd spawalnictwa 12/2013, s. 142-151. [6] stasiuk p., karolczuk a., kuczko w.: rozkład naprężeń w krzyżowym złączu spawanym z uwzględnieniem rzeczywistego kształtu spoiny, przegląd spawalnictwa 1/2014, s. 29-33 [7] pn-en iso 12737:2006 metale. określenie odporności na pękanie w płaskim stanie odkształcenia. podsumowanie  na podstawie przeprowadzonych badań eksperymentalnych i obliczeń analitycznych wielkości krytycznych określających odporność na pękanie stali i złączy spawanych można stwierdzić, że dla proponowanych wzorów występuje słabsza lub lepsza korelacja wyników obliczeń i badań eksperymentalnych. zależne jest to zarówno od badanego materiału i spoiny, jak również od budowy wzorów stosowanych do obliczeń inżynierskich. w przypadku materiału rodzimego i materiału spoiny badanych złączy spawanych o modelu sprężysto-plastycznym z umocnieniem, tj. dla ilorazu re/rm < 0,9 zgodność wyników obliczeń krytycznego rozwarcia pęknięcia ctod na podstawie pracy udarowego zginania kv ich próbek jest dobra. natomiast dla materiałów o modelu zbliżonym do ciała sprężysto idealnie plastycznego (bez umocnienia) tj. dla re/rm > 0,9 zgodność ta jest znacznie gorsza. wyniki ctod uzyskane eksperymentalnie w tym przypadku są wyraźnie wyższe niż wyniki obliczeń ze wzoru (8). tę prawidłowość stwierdzono nie tylko w temperaturze otoczenia (+20 °c), ale także w temperaturach obniżonych. wyniki obliczeń wartości kic na podstawie pracy udarowego zginania próbek kv wykazały dobrą zgodność z wymaganą odpornością normową na pękanie kir (wz. 13) w przypadku dwóch wzorów korelacyjnych (wz. 5 i 6). ponadto wartości obliczone ze wzoru (6) były bardzo bliskie wartościom tego parametru określonego klasyczną zależnością (12) stosowaną w przeliczeniach wartości parametrów odporności na pękanie, tj. kic, δic oraz jic. [8] pn-en iso 15653:2010 materiały metalowe – metoda badania dotycząca wyznaczania quasistatycznej odporności na kruche pękanie spoin. [9] bs 7448-1:1991 fracture mechanics toughness tests. method for determination of kic, critical ctod and critical j values of metallic materials. [10] blicharski m.: inżynieria materiałowa, warszawa, wnt, 2014. [11] michalak m., łatka l., sokołowski p.: porównanie właściwości mechanicznych powłok natryskiwanych plazmowo proszkowo i z zawiesin, przegląd spawalnictwa 10/2017, s. 56-60. [12] werner k., wojsyk k.: analiza możliwości kruchego pękania spawanych elementów konstrukcji stalowych, przegląd spawalnictwa 5/2015, s. 91-93. [13] stn en 1993-1-10/na čl. nb1.1 vzt’ah (1): material toughness and trough-thickness properties (eurocode 3: design of steel structures). 00 referaty ps 10 2017 www 21przegląd  spawalnictwa vol. 89 10/2017 możliwości sterowania ilością wodoru dyfundującego  w złączach spawanych possibilities of diffusible hydrogen control in welded joints dr inż. dariusz fydrych, dr inż. grzegorz rogalski, dr inż. aleksandra świerczyńska, dr hab. inż. jerzy łabanowski – politechnika gdańska. autor korespondencyjny/corresponding author: darfydry@pg.edu.pl streszczenie w pracy omówiono metalurgiczne i technologiczne czynniki wpływające na obecność wodoru dyfundującego w stopiwie uzyskanym w środowisku powietrznym i pod wodą oraz podano metody obniżania jego ilości w złączach spawanych. przedstawiono wyniki badań ukierunkowanych na określenie wpływu warunków i parametrów spawania na nawodorowanie stopiwa. opracowano i podano zależności umożliwiające prognozowanie zawartości wodoru w złączach wykonanych pod wodą i na powietrzu najczęściej stosowanymi procesami spawania. słowa kluczowe: spawalność stali; wodór dyfundujący; spawanie pod wodą; spawanie mokre; metoda lokalnej komory suchej abstract the paper discusses metallurgical and technological factors influencing the presence of diffusible hydrogen in deposited metal obtained in air and in underwater environment, and methods of reducing its amount in welded joints are described. the results of studies aimed at determining the influence of conditions and welding parameters on the hydrogenation of deposited metal are presented. relationships enabling prediction of the hydrogen content in the joints made under water and in air with the most widely used welding processes have been developed and reported. keywords:  weldability of steel; diffusible hydrogen; underwater welding; wet welding; local dry cavity method wprowadzenie najbardziej skuteczną metodą poprawy spawalności stali o podwyższonej i wysokiej wytrzymałości jest wyeliminowanie wpływu wodoru dyfundującego na złącza spawane. pod pojęciem wodoru dyfundującego rozumie się mobilną w warunkach normalnych frakcję wodoru, która wniknęła do złącza podczas spawania [1,2]. kontrolowanie ilości wodoru dyfundującego podczas i po zakończeniu spawania jest istotne, ponieważ jego obecność jest przyczyną formowania się pęcherzy gazowych, skłonności metalu do tworzenia pęknięć zimnych oraz innych zjawisk kruchości wodorowej. ilość wodoru dyfundującego w złączu zależy przede wszystkim od metody spawania, warunków spawania (wilgotność i temperatura otoczenia), energii liniowej spawania (parametrów spawania), składu chemicznego, struktury materiału podstawowego i spoiwa oraz zabiegów technologicznych (suszenie materiałów dodatkowych, podgrzewanie wstępne, obróbka cieplna po spawaniu) [3÷6]. większość sposobów obniżania zawartości wodoru dyfundującego w stopiwie bazuje na metodach metalurgicznych. polegają one na modyfikacji składu chemicznego otulin i proszków w celu zmniejszenia ilości wodoru potencjalnego lub wprowadzeniu do nich składników, które wiążą wodór w związki trwałe w temperaturze spawania, ewentualnie dariusz fydrych, grzegorz rogalski, aleksandra świerczyńska, jerzy łabanowski przeglad welding technology review ograniczają jego dyfuzję w metalu spoiny poprzez tworzenie pułapek wodorowych [3,7]. drugą grupę działań zmierzających do zmniejszenia nawodorowania złączy stanowią zabiegi technologiczne ukierunkowane na obniżenie ilości wodoru potencjalnego (suszenie materiałów dodatkowych) albo modyfikację cyklu cieplnego spawania pozwalającą na wydłużenie czasu stygnięcia t8/5 (podgrzewanie wstępne i obróbka cieplna po spawaniu) [3,5,8]. stwierdzono również wpływ energii liniowej (parametrów spawania) na zawartość wodoru dyfundującego w stopiwie uzyskanym podczas spawania w środowisku powietrznym [9]. jednostkowe badania dotyczyły wpływu spawania wielościegowego na nawodorowanie stopiwa pod wodą [10] i na powietrzu [11]. wspomniane zależności zaliczają się do złożonych zagadnień wielowymiarowych, których kompleksowe ujęcie jest możliwe m.in. dzięki zastosowaniu statystycznych metod badawczych. podejmowane są również próby wykorzystania do oceny ilości i rozkładu wodoru w złączach spawanych metod numerycznych [12,13] oraz fizycznych [14,15]. celem pracy było podsumowanie stanu wiedzy na temat możliwości kontrolowania spawalności stali poprzez wykorzystanie różnych metod ograniczania ilości wodoru dyfundującego w stopiwie. doi:.http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v89i10 .813 22 przegląd  spawalnictwa vol. 89 10/2017 spawanie w środowisku powietrznym elektrodami otulonymi spośród powszechnie stosowanych w przemyśle procesów spawalniczych najwyższe zawartości wodoru w złączach uzyskuje się podczas spawania elektrodami otulonymi, łukiem krytym pod topnikiem i drutami proszkowymi [17]. zakres ilości wodoru dyfundującego w stopiwie charakterystyczny dla tych metod zależy głównie od gatunku stosowanych materiałów dodatkowych, a ściślej od rodzaju: otuliny, topnika i proszku. jak wynika z zestawienia pokazanego w tablicy i do procesów niskowodorowych (h5) zalicza się głównie spawanie procesami, w których stosuje się spoiwa zasadowe. dotychczas przeprowadzone badania wykazały, że zmiany natężenia prądu spawania w zakresie 140÷190 a nie powodują istotnych zmian w ilości wodoru generowanego przez spawanie elektrodą zasadową, natomiast przekroczenie tego zakresu powoduje zwiększenie zawartości wodoru w stopiwie przy jednoczesnym zmniejszeniu jego stężenia w przetopionym metalu (spoinie) wskutek przegrzania próbek [11]. wzrost prędkości spawania powoduje zwiększenie zawartości wodoru w stopiwie, co można uzasadnić tym, że wraz ze wzrostem prędkości następuje zmniejszenie energii liniowej spawania, a więc zwiększenie prędkości stygnięcia i skrócenie czasu intensywnej dyfuzji wodoru. ponadto prędkość spawania istotnie wpływa na udział metalu elektrody w spoinie. wzrost napięcia łuku spawalniczego wpływa nieliniowo na nawodorowanie stopiwa, powodując początkowo wzrost, a następnie spadek ilości wodoru. uzyskano niejednoznaczne wyniki dotyczące wpływu biegunowości spawania. podczas opisanych powyżej badań nie zauważono wpływu tego czynnika na nawodorowanie próbek, natomiast podczas kolejnych zaobserwowano, że w całym zakresie natężeń prądu spawania stosowanych dla elektrody o średnicy 4 mm zawartość wodoru dyfundującego jest najniższa w przypadku spawania z biegunowością dodatnią [11]. badania własne [20] przeprowadzone przy zastosowaniu planowania badań (wg planu placketta-burmana) pozwoliły na określenie istotności wpływu jedenastu czynników na zawartość wodoru dyfundującego w stopiwie elektrod o otulinie rutylowej: kąta pochylenia elektrody, stanu powierzchni próbki, temperatury podgrzania wstępnego, biegunowości prądu spawania, natężenia prądu spawania, szybkości chłodzenia próbki, stanu elektrody, czasu spawania, grubości próbki, czasu rozpoczęcia oznaczania wodoru oraz grubości otuliny. czynniki wejściowe zostały wybrane spośród warunków przeprowadzenia pomiaru ilości wodoru dyfundującego w stopiwie oraz technologicznych parametrów spawania. na rysunku 1 pokazano wyniki analizy statystycznej w postaci graficznej. na jej podstawie opracowano równanie następującej postaci [20]: rys. 1. standaryzowany wykres efektów pareto dla wyników badań wpływu warunków spawania elektrodami rutylowymi na nawodorowanie stopiwa [20] fig. 1. standardized pareto chart of effects for results of investigations of effect of rutile electrodes welding conditions on hydrogenation of deposited metal tablica i. ilość wodoru dyfundującego w stopiwie uzyskanym z wybranych materiałów dodatkowych [3,16÷19] table i. diffusible hydrogen content in deposited metal obtained from selected consumables materiał dodatkowy ilość wodoru dyfundującego, ml/100 g elektrody o otulinie zasadowej (111) poniżej 5 elektrody o otulinie rutylowej (111) powyżej 30 elektrody o otulinie celulozowej (111) powyżej 40 druty proszkowe zasadowe (136) poniżej 5 druty proszkowe rutylowe (136) poniżej 10 druty proszkowe metaliczne (138) poniżej 5 topnik zasadowy (121) poniżej 10 spośród czynników technologicznych statystycznie istotny wpływ wykazują: natężenie prądu spawania, czas spawania (prędkość spawania), kąt pochylenia elektrody, temperatura podgrzewania wstępnego oraz biegunowość prądu spawania. należy zauważyć, że wszystkie te czynniki wpływają na zmianę wymiarów jeziorka spawalniczego. niezależnie od określonej analitycznie istotności wpływu wzrost zawartości wodoru dyfundującego w stopiwie jest po wodowany przez wzrost natężenia prądu, czasu spawania hd=-260,81+0,15•kel+0,03•t+2,27•p+0,28•i-0,21•vc-0,13•se+ +1,25•ts-0,44•tp (1) gdzie: hd – ilość wodoru dyfundującego w stopiwie oznaczona metodą glicerynową [ml/100 g], kel – kąt pochylenia elektrody [°], t – temperatura podgrzania wstępnego [°c], p – biegunowość prądu spawania, i – natężenie prądu spawania [a], vc – szybkość chłodzenia [s], se – stan elektrody, ts – czas spawania [s], tp – czas rozpoczęcia oznaczania wodoru [min]. (5) natężenie prądu spawania (8) czas spawania (6) szybkość chłodzenia (1) kąt pochylenia elektrody (10) czas rozpoczęcia badania (7) stan elektrody (4) biegunowość krzywizna (11) grubość otuliny (2) stan powierzchni próbki (9) grubość próbki p = 0,05 ocena efektu temp. podgrzewania wstępnego 23przegląd  spawalnictwa vol. 89 10/2017 (spadku prędkości spawania), kąta pochylenia elektrody i temperatury podgrzewania wstępnego oraz grubości próbki. dodatkowo zmiana biegunowości prądu z normalnej (dc-) na odwrotną (dc+) oraz zwiększenie grubości otuliny elektrody powoduje również wzrost zawartości wodoru. natomiast pozostałe czynniki wpływają na wielkość wynikową w sposób przeciwny. wynika z tego, że w celu zmniejszenia skłonności do tworzenia pęknięć zimnych należy wykonywać złącze z maksymalnym dopuszczalnym dla danej elektrody natężeniem prądu spawania i niską prędkością. jednoczesne spełnienie obydwu tych warunków prowadzi do uzyskiwania wysokich wartości energii liniowej, co teoretycznie jest korzystne ze względu na wydłużenie czasu stygnięcia próbki, a więc również czasu wzmożonej dyfuzji wodoru ze złącza [20]. ilość wodoru dyfundującego w złączach spawanych zmienia się w stopniu zależnym od zastosowanej technologii, a więc nie tylko od parametrów i materiałów dodatkowych, lecz również techniki spawania, która wpływa na objętość jeziorka i warunki stygnięcia złącza: kąta pochylenia elektrody, szerokości ściegu zakosowego i ilości ściegów. w przypadku spawania wielościegowego stwierdzono, że wzrost ilości ściegów skutkuje zmniejszeniem zawartości wodoru dyfundującego w stopiwie [11]. zgodne z tym wyniki uzyskano podczas badań technologii właściwej dla wykonywania złączy poprzecznych rurociągów przesyłowych. wzrost ilości ściegów z 1 do 4 spowodował zmniejszenie zawartości wodoru dyfundującego w stopiwie z 40,26 do 11,75 ml/100 g podczas spawania elektrodami celulozowymi i zasadowymi [21] oraz z 35,67 do 18,40 ml/100 g przy wykorzystaniu elektrod rutylowych [22]. spawanie w środowisku powietrznym drutem proszkowym ponieważ udział zastosowania procesów wykorzystujących jako spoiwo drut proszkowy systematycznie się zwiększa [23÷27] większość doniesień literaturowych poświęconych jest zależnościom między warunkami i parametrami a nawodorowaniem złączy wykonanych tymi metodami [5,9,17,28÷31]. z przedstawionych w nich analiz eksperymentalnych i analitycznych wynika, że wpływ na rozwa żane zjawisko mają następujące czynniki: natężenie prądu spawania, napięcie łuku, prędkość spawania, długość wolnego wylotu, natężenie przepływu gazu osłonowego, skład chemiczny gazu osłonowego oraz warunki otoczenia: ciśnienie, temperatura oraz wilgotność powietrza [5,17]. doniesienia te znajdują potwierdzenie w wynikach badań własnych [32]. na podstawie badań zrealizowanych z zastosowaniem planu placketta-burmana ustalono, że spadek ilości wodoru wyekstrahowanego z napoin próbnych wynikał ze wzrostu prędkości podawania drutu, prędkości spawania, długości wolnego wylotu oraz natężenia przepływu gazu osłonowego. natomiast wzrost napięcia łuku powodował skutek przeciwny. równanie opisujące te zależności ma następującą postać [32]: hd=3,131+0,603•u-0,016•vd-0,021•vw-0,119•l-0,292•wg (2) gdzie: hd – ilość wodoru dyfundującego w stopiwie oznaczona metodą glicerynową [ml/100 g], u – napięcie łuku [v], vd – prędkość podawania drutu [m/min], vw – prędkość spawania [cm/min], l – długość wolnego wylotu drutu elektrodowego [mm], wg – natężenie przepływu gazu osłonowego [l/min]. spawanie w środowisku wodnym  elektrodami otulonymi wpływ warunków spawania na nawodorowanie stopiwa jest szczególnie uwidoczniony podczas spawania pod wodą, ponieważ środowisko spawania stanowi dodatkowe źródło wodoru [33]. z uwagi na fakt, iż nie ma w tych warunkach możliwości ograniczenia zawartości wodoru dyfundującego w złączu do poziomu procesów niskowodorowych, przeniesienie spawania pod wodę powoduje istotny wzrost skłonności stali do pękania zimnego [34,35]. z analizy literatury wynika, że ilość wodoru dyfundującego w złączu zależy od ciśnienia wody, a więc od głębokości spawania [36], natomiast nie jest uzależniona od rodzaju warstwy ochronnej lub jej braku ani od stopnia zawilgocenia otuliny [37], a w przypadku wzrostu energii liniowej zawartość wodoru się zmniejsza [38]. również wyniki badań własnych wskazują na to, że stosowanie powłoki wodoodpornej nie powoduje istotnej zmiany nawodorowania stopiwa [37]. kompleksowe ujęcie zagadnienia wraz z ilościowym określeniem istotności wpływu i relacji między czynnikami odpowiedzialnymi za zmiany stopnia nawodorowania stopiwa zaproponowano w publikacjach [37,39]. na etapie badań rozpoznawczych [37] stwierdzono, że wzrost zasolenia wody i spawanie z biegunowością dodatnią powoduje zmniejszenie zawartości wodoru dyfundującego w stopiwie, natomiast zanieczyszczenie elektrody węglowodorami i wzrost natężenia prądu spawania wpływają na wzrost jego ilości. wyniki te uszczegółowiono w pracy [39] ustalając, że wzrost natężenia prądu spawania, zasolenia wody i spawanie z biegunowością dodatnią powoduje zwiększenie zawartości wodoru w stopiwie. zastosowanie metody technologicznej umożliwia obniżenie nawodorowania stopiwa elektrod rutylowych do poziomu właściwego dla spawania w środowisku powietrznym (poniżej 40 ml/100 g). opracowano również równania umożliwiające prognozowanie ilości wodoru dyfundującego w stopiwie [39]: hd=-849,202+0,186•i+0,166•s+8,422•p (3) gdzie: hd – ilość wodoru dyfundującego w stopiwie oznaczona metodą rtęciową [ml/100 g], i – natężenie prądu spawania [a], s – zasolenie wody [‰], p – biegunowość prądu spawania. biegunowość prądu spawania jest czynnikiem kategoryzacyjnym, więc dla konkretnego przypadku (dcalbo dc+) przelicza się wartość ostatniego członu i dodaje do stałej równania [39]. spawanie w środowisku wodnym  drutem proszkowym w ostatnich latach duże znaczenie praktyczne, poza tra dycyjnie stosowanym pod wodą procesem spawania elektrodami otulonymi, zyskuje spawanie mokre drutem proszkowym samoosłonowym [40÷42]. zgodnie z wykresami pokazanymi na rysunkach 2 i 3 wzrost napięcia łuku powoduje wzrost zawartości wodoru dyfundującego w stopiwie, natomiast zwiększanie natężenia prądu spawania lub zasolenia wody spadek jego ilości [43]. na podstawie badań własnych [44] stwierdzono, że w za leżności od warunków spawanie mokre drutem samoosłonowym generuje ilość wodoru dyfundującego od 25,85 do 44,12 ml/100 g. największy wpływ na zawartość wodoru 24 przegląd  spawalnictwa vol. 89 10/2017 rys. 2. wpływ napięcia łuku przy spawaniu mokrym drutem proszkowym samoosłonowym na zawartość wodoru dyfundującego w stopiwie [43] fig.  2. effect of arc voltage in underwater wet self-shielded flux cored arc welding on diffusible hydrogen content in deposited metal rys. 3.  wpływ natężenia prądu spawania mokrego drutem proszkowym samoosłonowym na zawartość wodoru dyfundującego w stopiwie [43] fig. 3. effect of welding current in underwater wet self-shielded flux cored arc welding on diffusible hydrogen content in deposited metal dyfundującego w stopiwie ma długość wolnego wylotu, w dalszej kolejności prędkość spawania, zasolenie wody, napięcie łuku oraz natężenie prądu spawania. wzrost wartości czynników powodujących zwiększenie objętości jeziorka spowodował spadek ilości wodoru dyfundującego w stopiwie. nawodorowanie stopiwa dla znanych warunków spawania pod wodą drutem samoosłonowym można obliczyć z zależności [44]: hd=66,14+0,63•l-0,05•i-1,55•u+18,85•vw-0,13•s (4) gdzie: hd – ilość wodoru dyfundującego w stopiwie oznaczona metodą glicerynową [ml/100 g], l – długość wolnego wylotu [mm], i – natężenie prądu spawania [a], u – napięcie łuku [v], vw – prędkość spawania [cm/s], s – zasolenie wody [‰]. spawanie w środowisku wodnym  metodą lokalnej komory suchej spawanie metodą lokalnej komory suchej stwarza warunki mniej sprzyjające nawodorowaniu stopiwa, ponieważ obszar spawania jest odizolowany od wody przez komorę, do której doprowadza się gaz osłonowy [45,46]. jednak niezależnie od zastosowanego rodzaju gazu osłonowego, we wnętrzu komory znajduje się pewna ilość pary wodnej, której źródłem jest tzw. mokry stan powierzchni, wynikający z niedokładnego osuszenia materiału spawanego [46,47]. w konsekwencji ilość wodoru dyfundującego w stopiwie uzyskanym tą metodą osiąga wartości nawet do 20 ml/100 g [48]. w autorskiej pracy [46] zbadano ilościowo wpływ czynników technologicznych i konstrukcyjnych na ilość wodoru dyfundującego w stopiwie ustalając, że wzrost napięcia łuku, zasolenia wody i natężenia prądu spawania wpływa na wzrost nawodorowania złącza, natomiast odwrotny skutek wywiera wzrost długości wolnego wylotu oraz zwiększenie ilości zwojów opaski elastycznej. wyznaczono również równanie opisujące rozpatrywane zagadnienie [46]: hd=8,15-1,72•i-0,24•l+0,02•i+0,39•u+4,72•vw+0,27•s+ -0,18•wg (5) gdzie: hd – ilość wodoru dyfundującego w stopiwie oznaczona metodą glicerynową [ml/100 g], i – ilość zwojów opaski elastycznej [-], l – długość wolnego wylotu drutu elektrodowego [mm], i – natężenie prądu spawania [a], u – napięcie łuku [v], vw – prędkość spawania [cm/s], s – zasolenie wody [‰], wg – natężenie przepływu gazu osłonowego [l/min]. podsumowanie  oddziaływanie wodoru na własności i jakość złączy spawanych zostało zaobserwowane kilkadziesiąt lat temu [49] i różne aspekty tego wpływu są wciąż intensywnie badane w ośrodkach naukowych na całym świecie [50÷52]. poza analizą mechanizmów wszystkich form niszczenia wodorowego materiałów spawalnych rozpatruje się także inne zagadnienia wynikające z obecności wodoru w złączach spajanych. następuje m.in. intensywny rozwój metod pomiarowych oraz uaktualnianie i ujednolicanie przepisów w tym zakresie [53]. interesującymi kierunkami badań, których wyniki pośrednio dotyczą kontrolowania nawodorowania stopiwa, są próby ilościowego opisu źródeł wodoru, a także mechanizmów regulujących jego wnikanie do jeziorka spawalniczego i w dalszej kolejności do innych obszarów tworzącego się złącza oraz ekstrakcję z metalu po zakończeniu spawania. natomiast bezpośredni wpływ na te aspekty jakości złączy spawanych, które zależą od obecności w nich wodoru, mają warunki przechowywania materiałów dodatkowych do spawania [8,28,54]. ilo ść  w od or u  dy fu nd uj ąc eg o  w  s to pi w ie  [m l/ 10 0  g] ilo ść  w od or u  dy fu nd uj ąc eg o  w  s to pi w ie  [m l/ 10 0g ] napięcie łuku [v] natężenie prądu spawania [a] 25przegląd  spawalnictwa vol. 89 10/2017 w przypadku wszystkich opisanych metod spawania ilość wodoru dyfundującego w stopiwie jest silnie uzależniona od parametrów spawania wpływających na wymiary jeziorka spawalniczego, od których zależy intensywność wymiany gazowej między otoczeniem a ciekłym metalem. przedstawione wyniki potwierdzają również w ogólności pogląd, że parametry elektryczne spawania wpływają na ilość wodoru dyfundującego w stopiwie pośrednio: zmieniając charakter przenoszenia metalu w łuku [30,43]. zmiany wartości parametrów spawania wpływają na rozmiar kropli metalu w łuku, co poprzez stosunek pola powierzchni do objętości metalu wpływa na kinetykę reakcji utleniania stopiwa. w konsekwencji następują zmiany stopnia nawodorowania złącza wynikające z odwrotnie proporcjonalnej zależności między zawartością tlenu i wodoru w obszarze spawania. poza informacjami o charakterze podstawowym tłumaczącymi mechanizmy i relacje zachodzące między warunkami i parametrami spawania, a ilością wodoru dyfundującego w stopiwie (m.in. liniowość wpływu czynników niezależnych) przeprowadzone dotychczas badania pozwoliły na opracowanie wykresów i równań stanowiących narzędzie inżynierskie umożliwiające predykcję stopnia nawodorowania stopiwa w określonych warunkach spawania. zakres stosowania uzyskanych zależności jest ograniczony do zakresu zmienności czynników badanych oraz konieczności zapewnienia stabilności jarzenia się łuku i wykonania złączy spełniających określone kryteria akceptacji dotyczące m.in. poziomów jakości złączy spawanych, oraz właściwości wytrzymałościowych. literatura [1] fydrych d., łabanowski j.: an experimental study of high-hydrogen welding processes, revista de metalurgia 51(4), 2015. [2] fydrych d., łabanowski j.: determining diffusible hydrogen amounts using the mercury method, welding international 26(9), 2012. [3] tasak e., ziewiec a.: spawalność materiałów konstrukcyjnych: spawalność stali, wydawnictwo jak, kraków 2009. [4] harwig d.d., longenecker d.p., cruz j.h.: effects of welding parameters and electrode atmospheric exposure on the diffusible hydrogen content of gas flux cored arc welds, welding journal 78(9), 1999. [5] świerczyńska a.: effect of technological factors on diffusing hydrogen content in the weld deposit of rutile flux-cored wires, institute of welding bulletin 57(5), 2013. [6] fydrych d., tomków j., świerczyńska a.: determination of diffusible hydrogen content in the deposited metal of rutile electrodes by the glycerin method, metallurgy and foundry engineering 39(1), 2013. [7] rowe m.d., liu s., reynolds t.j.: the effect of ferro-alloy additions and depth on the quality of underwater wet welds, welding journal 81(8), 2002. [8] fydrych d., świerczyńska a., landowski m.: preliminary studies of seamless flux cored wires stored in extreme conditions, metallurgy and foundry engineering 40(4), 2016. [9] white d., pollard g., gee r.: the effect of welding parameters on diffusible hydrogen levels in cored wire welding, welding & metal fabrication 6, 1992. [10] hoffmeister h., kuster k.: process variables and properties of underwater wet shielded metal arc laboratory welds, proceedings of the international conference „underwater welding”, trondheim, norway 1983. [11] pokhodnya i.k.: metallurgy of arc welding. naukowa dumka, kiev 2004. [12] jemblie l., olden v., akselsen o.m.: a coupled diffusion and cohesive zone modelling approach for numerically assessing hydrogen embrittlement of steel structures, international journal of hydrogen energy 42(16), 2017. [13] karkhin v.a., levchenko a.m.: computer—aided determination of diffusible hydrogen in deposited weld metal, welding in the world 52(3-4), 2008. [14] pessoa e.c.p., bracarense a.q., zica e.m., liu s., perez-guerrero f.: porosity variation along multipass underwater wet welds and its influence on mechanical properties, journal of materials processing technology 179(1), 2006. [15] портнов о.м., максимов с.ю.: численное моделирование абсорбции газов наплавленным металлом при подводной мокрой сварке, автоматическая сварка 7, 2006. [16] fydrych d., łabanowski j., rogalski g.: weldability of high strength steels in wet welding conditions, polish maritime research 20(2), 2013. [17] pitrun m., nolan d., dunne d.: diffusible hydrogen content in rutile flux cored arc welds as a function of the welding parameters, welding in the world 48(1-2), 2004. [18] lee h.w., kang s.w.: a study on transverse weld cracks in 50 mm thick steel plate with saw process, quarterly journal of the japan welding society 15(4), 1997. [19] atkins g., thiessen d., nissley n., adonyi y.: welding process effects in weldability testing of steels, welding journal 81(4), 2002. [20] świerczyńska a., fydrych d., łabanowski j.: the effect of welding conditions on diffusible hydrogen content in deposited metal, solid state phenomena 183, 2012. [21] fydrych d., malinowski p., świerczyńska a., rogalski, g.: pomiary ilości wodoru dyfundującego w stopiwie elektrod celulozowych i zasadowych, przegląd spawalnictwa 86(8), 2014. [22] fydrych d., świerczyńska a., rogalski g.: diffusible hydrogen content in the deposited metal of multilayer welded joints, metallurgy and foundry engineering 40(4), 2014. [23] chmielewski t., węglowski m.: analiza rynku spawalniczego w polsce pod względem sprzedaży urządzeń oraz materiałów spawalniczych, przegląd spawalnictwa 82(6), 2010. [24] górka j., stano s.: własności i struktura złączy spawanych hybrydowo hlaw (wiązka laserowa–fcaw) stali obrabianej termomechanicznie s700mc, przegląd spawalnictwa 87(5), 2015. [25] wojnarowski k., chmielewski t., golański d., węglowski m.: wpływ mechanizacji spawania złączy rurowych metodą fcaw (136) na właściwości procesu, przegląd spawalnictwa 87(5), 2015. [26] bęczkowski r.: wybrane zagadnienia stosowania odpornych na zużycie płyt w przemyśle wydobywczym, przegląd spawalnictwa 89(5), 2017. [27] rogalski g., fydrych d., łabanowski j.: ocena możliwości spawania pod wodą drutem proszkowym metodą lokalnej komory suchej, biuletyn instytutu spawalnictwa w gliwicach 56(5), 2012. [28] mee van der v.: effect of atmospheric storage condition on weld metal diffusible hydrogen content of gas shielded cored wires. doc. iiw ii-143701/iia-082-01. [29] kiefer j.h.: effects of moisture contamination and welding parameters on diffusible hydrogen, welding journal 75(5), 1996. [30] bracarense a.q., lacerada de souza r., de souza costa m.c.m., faria p.e., liu s.: welding current effect on diffusible hydrogen content in flux cored arc weld metal, journal of the brazilian society of mechanical sciences 24(4), 2002. [31] michael s., sierdzinski m., ferree e.: new flux cored wires control diffusible hydrogen levels, welding journal 77(2), 1998. [32] fydrych d., świerczyńska a., tomków j.: diffusible hydrogen control in flux cored arc welding process, key engineering materials 597, 2014. [33] fydrych d., rogalski g., łabanowski j.: problems of underwater welding of higher-strength low alloy steels, institute of welding bulletin 58(5), 2014. [34] fydrych d., świerczyńska a., rogalski g., łabanowski j.: temper bead welding of s420g2+ m steel in water environment, advances in materials science 16(4), 2016. [35] łabanowski j., prokop-strzelczyńska k., rogalski g., fydrych d.: the effect of wet underwater welding on cold cracking susceptibility of duplex stainless steel, advances in materials science 16(2), 2016. [36] ando s., asahina t.: a study on the metallurgical properties of steel welds with underwater gravity welding, proceedings of the international conference „underwater welding”, trondheim, norway 1983. [37] fydrych d., rogalski g.: wpływ warunków spawania mokrego elektrodą otuloną na zawartość wodoru dyfundującego w stopiwie, przegląd spawalnictwa 80(2), 2008. [38] hoffmeister h., kuster k.: process variables and properties of underwater wet shielded metal arc laboratory welds. proceedings of the international conference „underwater welding”, trondheim, norway 1983. [39] fydrych d., świerczyńska a., rogalski g.: effect of underwater wet welding conditions on the diffusible hydrogen content in deposited metal, metallurgia italiana 11/12, 2015. [40] wang j., sun q., wu l., liu y., teng j., feng, j.: effect of ultrasonic vibration on microstructural evolution and mechanical properties of underwater wet welding joint, journal of materials processing technology 246, 2017. [41] li h.l., liu d., yan y.t., guo n., feng j. c.: microstructural characteristics and mechanical properties of underwater wet flux-cored wire welded 316l stainless steel joints, journal of materials processing technology 238, 2016. [42] jia c., zhang t., maksimov s.y., yuan x.: spectroscopic analysis of the arc plasma of underwater wet flux-cored arc welding, journal of materials processing technology 213(8), 2013. [43] kononenko v.ya.: effect of water salinity and mechanized underwater welding parameters on hydrogen and oxygen content of weld metal, proceedings of the international conference „welding under extreme conditions”, helsinki, finland 1989. [44] świerczyńska a., fydrych d., rogalski g.: diffusible hydrogen management in underwater wet self-shielded flux cored arc welding, international journal of hydrogen energy 42(9), 2017. 26 przegląd  spawalnictwa vol. 89 10/2017 [45] rogalski g., łabanowski j., fydrych d., tomków j.: bead-on-plate welding on s235jr steel by underwater local dry chamber process, polish maritime research 21(2), 2014. [46] fydrych d., rogalski g.: effect of underwater local cavity welding method conditions on diffusible hydrogen content in deposited metal, welding international 27(3), 2013. [47] fydrych d., rogalski g., prokop k.: badania warunków spawania pod wodą metodą lokalnej komory suchej, przegląd spawalnictwa 86(9), 2014. [48] fydrych d.: wpływ warunków spawania na skłonność do tworzenia pęknięć zimnych przy spawaniu pod wodą. praca doktorska, politechnika gdańska, gdańsk 2005. [49] stern i.l., kalinsky j., fenton e.a.: gas evolution from weld metal deposits, welding journal 28(9), 1949. [50] cairney j.: atoms on the move—finding the hydrogen, science 355(6330), 2017. [51] chen y.s., haley d., gerstl s.s.a., london a.j., sweeney f., wepf r.a et al.: direct observation of individual hydrogen atoms at trapping sites in a ferritic steel, science 355(6330), 2017. [52] paxton a.t., sutton a.p., finnis m.w.: the challenges of hydrogen and metals, philosophical transactions of the royal society a 375(2098), 2017. [53] padhy g.k., ramasubbu v., albert s.k., murugesan n., ramesh c.: hot extraction of diffusible hydrogen and its measurement using a hydrogen sensor, welding in the world 56(7), 2012. [54] reisgen u., willms k., wieland s.: influence of storage conditions on aluminum 4043a welding wires, welding journal 96(6), 2017. 201408_pspaw.pdf 26 przegląd spawalnictwa 8/2014 technologia napawania czerpaków pracujących w warunkach narażonych na nadmierne ścieranie the technology of pad welding mud buckets   operating in the conditions exposed to   an excessive rubbing jacek słania tomasz pochwat dr hab. inż. jacek słania, prof. p.cz – politechnika częstochowska, mgr inż. tomasz pochwat – pge. autor korespondencyjny/corresponding author: jacek_slania@poczta.onet.pl wstęp podstawowymi maszynami zdejmującymi nadkład w górnictwie odkrywkowym są koparki kołowe, wielonaczyniowe: schrs 4000 oraz schrs 4600. zadaniem koparki kołowej w kopalniach odkrywkowych jest urobienie i odtransportowanie surowca do przenośnika taśmowego, którym jest następnie przenoszony do zwałowiska. w warunkach trudno urabialnych szczególną rolę należy przypisać procesowi urabiania. urabianie takich utworów pochłania do 50% łącznie zużywanej mocy przez koparkę. na remonty i wymianę czerpaków pracujących w takich warunkach przypada również ok. 50% łącznych rocznych nakładów na remonty koparek. mechanizm do urabiania warstw bardzo trudno urabialnych powinien spełniać następujące główne wymagania: – być wyposażony w koło czerpakowe z dużą liczbą (min. 16 szt.) czerpaków, zapewniające możliwość jednoczesnego udziału czterech czerpaków w procesie skrawania, – mieć napęd o dużej obwodowej sile skrawania, – mieć możliwość rozdrobnienia urabianych mas przypadających na dużą liczbę (4 szt.) czerpaków biorących jednoczesny udział w skrawaniu ze specjalnie ukształtowanymi ostrzami skrawającymi o wysokich parametrach wytrzymałościowych i wysokiej trwałości, – konstrukcja czerpaków powinna uwzględniać potrzebę minimalizacji kosztów remontowych związanych z przewidywaną (nieodzowną) koniecznością częstych wymian zużywanych w procesie mineralnego ścierania naroży i noży czerpaka, – konstrukcja nowych czerpaków narażonych na zużycie powinna zapewnić możliwie niskie nakłady na remonty [1]. streszczenie omówiono budowę czerpaków stosowanych w koparkach używanych w kopalniach węgla brunatnego. przedstawiono przyczyny zużycia czerpaków. omówiono proces napawania oraz przedstawiono stanowisko zrobotyzowane, na którym jest on prowadzony. zaprezentowano robot spawalniczy oraz urządzenia peryferyjne. przedstawiono efekty techniczne i ekonomiczne wdrożenia stanowiska zrobotyzowanego do napawania czerpaków. słowa kluczowe: napawanie, napoina, robot przemysłowy abstract a construction of mud buckets used in excavators to mine out brown coal was described. the reasons of wearing out mud buckets were given. the process of pad welding and a robotized workplace, where it takes place were shown. a welding robot and peripheral devices were presented. technical and economical effects of implementing robotized workplace of pad welding mud buckets were introduced. keywords: surfacing by welding, surfacing weld, industrial robot 27przegląd spawalnictwa 8/2014 zespołem urabiającym koparki wielonaczyniowej jest koło czerpakowe o średnicy 17,3 m, natomiast proces skrawania prowadzony jest przez 16 czerpaków wyposażonych w noże, bezpośrednio oddzielających urobek od calizny, zamontowanych na obwodzie koła czerpakowego. czerpaki to elementy koparek kołowych ulegające szybkiemu zużyciu na skutek urabiania bardzo dużych ilości nadkładu zalegającego nad pokładem węgla. na rysunkach 1÷3 przedstawiono przykładowe czerpaki, pracujące w kwb bełchatów. rys. 1. czerpak 4000 l – masa 3390 kg [2] fig. 1. 4000 l mud bucket – weight 3390 kg [2] rys. 2. czerpak 3500 l — masa 2765 kg [2] fig. 2. 3500 l mud bucket – weight 2765 kg [2] rys. 3. czerpak 900 l — naroża odlewane, masa 1745 kg [2] fig. 3. 900 l mud bucket – casted corners, weight 1745 kg [2] koparkami schrs 2000 urabiany jest węgiel. warunki geologiczne terenu są bardzo zróżnicowane i oscylują w zakresie od i do v klasy urabialności. zużycie czerpaków zależy od dynamiki urabiania, klasy urabialności nadkładu, właściwości wytrzymałościowych materiałów, z których zbudowany jest czerpak, odporności krawędzi tnących na ścieranie, geometrii oraz wartości kąta przyłożenia [2]. ciągły kontakt czerpaków z urobkiem powoduje ich intensywne zużycie, rys. 4. zużyte naroże czerpaka koparki schrs 4000 [4] fig. 4. used corner of mud bucket of the schrs 4000 excavator [4] a co za tym idzie – wzrost obciążeń dynamicznych oddziałujących na koło czerpakowe i konstrukcję koparki, dlatego powinny być one optymalnie zaprojektowane do pracy w określonym rodzaju skały na danym typie koparki [3]. na rysunku 4 przedstawiono zużyte naroże czerpaka. proces napawania w celu wydłużenia czasu pracy czerpaków oraz zabezpieczenia powierzchni skrawających urobek przed nadmiernym zużyciem zastosowano napawanie prewencyjne naroży odlewanych ze staliwa l18hm drutem rdzeniowym samoosłonowym mf 10-65-g wg din8555 dającym napoiny o twardości 62÷65 hrc. proces napawania naroży do czerpaków 3500 l wykonywany jest na zrobotyzowanym stanowisku romat 360. natomiast na stanowisku romat 320 wykonuje się proces cięcia i spawania elementów czerpaka 3500 l oraz proces cięcia, spawania, napawania noża i naroży do czerpaków r40m [3]. na rysunkach 5 i 6 przedstawiono roboty romat 360 i romat 320. rys. 5. zrobotyzowane stanowisko do napawania naroży romat 360 [3] fig. 5. robotized workplace to pad welding corners romat 360 [3] 28 przegląd spawalnictwa 8/2014 rys. 6. robot romat 320 [2] fig. 6. romat 320 robot [2] wprowadzenie zrobotyzowanego stanowiska spawalniczego poprawiło warunki pracy dzięki likwidacji uciążliwego procesu napawania ręcznego i półautomatycznego, wyeliminowaniu czynników szkodliwych występujących w procesie napawania półautomatycznego drutami rdzeniowymi, jak: pyłów i gazów, promieniowania cieplnego, podczerwonego i nadfioletowego, a także polepszyło jakość i powtarzalność nakładanych napoin oraz zmniejszyło pracochłonność i koszty regeneracji czerpaków [3]. na rysunku 7 zostało przedstawione stanowisko zrobotyzowane romat 320. początkowo materiałem, z którego wykonywano naroża było staliwo lub stal 35 gsm lub 40 hm. krawędzie tnące były ulepszane cieplnie do twardości maks 35 hrc, jednak na skutek obciążeń udarowych w czasie eksploatacji większa twardość powodowała pękanie naroży. trwałość tych naroży była bardzo mała i wynosiła od 3 do 6 tygodni. w celu wydłużenia czasu pracy czerpaków zastosowano napawanie naroży stopami o dużej odporności na ścieranie, które wykazywały równocześnie dużą odporność na obciążenia udarowe. takie rozwiązanie przyczyniło się do wydłużenia czasu pracy czerpaków od 2 do 6 miesięcy. naroża napawane odlewane są ze staliwa l18 hm. pierwotnie proces napawania był wykonywany drutami rdzeniowymi samoosłonowymi φ = 2 mm za pomocą półautomatu spawalniczego. napawanie drutami rdzeniowymi samoosłonowymi, pomimo niewątpliwych zalet tej metody, jest procesem emitującym duże ilości pyłów i gazów, występuje przy tym duże promieniowanie cieplne, podczerwone i nadfioletowe. emisja gazów i pyłów jest nawet 4-krotnie większa od emisji przy spawaniu drutami pełnymi w osłonie gazów ochronnych. napawanie wykonywano na stanowiskach, które wyposażone były w pozycjoner spawalniczy oraz wentylację stanowiskową. proces regeneracji czerpaków metodą napawana należał do najbardziej uciążliwych prac i nie był możliwy do zrealizowania bez skutecznej wentylacji. ponadto grubość oraz geometria nakładanej napoiny na ostrze naroża nie była równomierna i w dużym stopniu była uzależniona od umiejętności spawaczy [5]. opis stanowiska zrobotyzowanego robot spawalniczy romat 320 jest podwieszony na poziomej jezdni qve o długości przejazdu 2 m. jezdnia qve zamocowana jest na poprzecznej jezdni vve o zakresie przejazdu 2 m. jezdnia vve umieszczona jest na wózku jezdni lveb 50 000 n (o długości przejazdu 8 m). obszar pracy robota podzielony jest na dwa stanowiska pracy. każde ze stanowisk (rys. 8) jest wyposażone w zabezpieczenia fotoelektryczne oraz pulpit „start” umożliwiający łatwe uruchamianie programów. na stanowisku po lewej stronie umieszczone jest oprzyrządowanie służące do mocowania trzech typów czerpaków do cięcia tlenem lub plazmą. na stanowisku po prawej stronie umieszczony jest pozycjoner przechylno-obrotowy wpek-dp-kp 75 000 n (rys. 9) [2]. pozycjoner służy do manipulowania podzespołami na stanowiskach zrobotyzowanych. korpus pozycjonera jest konstrukcją spawaną z profili i blach stalowych. wyposażony jest w oś przechylną o zakresie przechyłu od -180° do +180° oraz tarczę obrotową o zakresie rys. 7. stanowisko zrobotyzowane romat 320 [3] fig. 7. robotized workplace romat 320 [3] 29przegląd spawalnictwa 8/2014 obrotu od -360° do +360°. przechył oraz obrót tarczy pozycjonera odbywa się za pomocą układów napędowych wyposażonych w nowoczesne silniki prądu zmiennego. kontrola położenia odbywa się za pomocą rezolwerów. przechył i obrót tarczy są swobodnie programowane i mogą być zsynchronizowane z ruchami robota [5]. na stanowisku zrobotyzowanym zastosowanych jest pięć różnych technologii: – cięcie plazmą, – cięcie tlenem, – napawanie, – spawanie tandem, – spawanie pojedynczym drutem. na rysunku 8 pokazano wyposażenie zrobotyzowanego stanowiska do spawania czerpaków, rys. 8. stanowisko zrobotyzowane romat 320 [3] fig. 8. robotized workplace romat 320 [3] gdzie: 1 – jezdnia lveb 50 000 n – 8 m, 2 – jezdnia pionowavve – 2 m, 3 – jezdnia pozioma qve – 2 m, 4 – robot spawalniczy romat 320, 5 – pozycjoner wpek-dp-kp-75 000 n, 6 – szafa sterownicza rotrol ii, 7 – szafa pośrednicząca, 8 – urządzenia spawalnicze quinto 603, 9 – plazma max 200, 10 – pojemniki z drutem, 11 – stacja zaworów do cięcia tlenem, 12 – stojak z magazynkiem na uchwyt do cięcia tlenem, 13 – przyrząd do mocowania czerpaka na stanowisku cięcia, 14 – pulpit do uruchamiania programów, 15 – drzwi wejściowe na stanowisko, 16 – wygrodzenie stanowiska zrobotyzowanego, 17 – bariera fotoelektryczna, 18 – urządzenie filtro-wentylacyjne 4000 m3/h, 19 – kanał odciągowy, 20 – droga transportowa, 21 – czerpak 4000 l na stanowisku do cięcia, 22 – czerpak 4000 l na stanowisku do spawania. na rysunku 9 przedstawiono pozycjoner wraz z zamocowanym czerpakiem. rys. 9. pozycjoner przechylno-obrotowy [2] fig. 9. rotary-tilting positioner [2] robot spawalniczy romat 320 robot spawalniczy romat 320 (rys. 6) jest konstrukcją opartą na płaskich przegubach obrotowych. zwykle ma sześć stopni swobody: trzy osie podstawowe służą do zgrubnego, a trzy osie kiści do precyzyjnego pozycjonowania uchwytu spawalniczego. napęd poszczególnych osi robota stanowią serwosilniki prądu zmiennego. napęd z silników na osie przekazywany jest za pomocą przekładni zębatych. zastosowany system pomiarowy i regulacyjny zapewnia precyzyjne pozycjonowanie i dokładne odtworzenie drogi spawania. dodatkowy komputer zabezpieczający kontroluje prędkości robota w trybie programowania i testowania. udźwig robota wynosi 15 kg. przestrzeń robocza ma kształt sferyczny o średnicy 4200 mm i wysokości 2500 mm. układ sterowania szafa sterownicza (rys. 10) ma budowę modułową. w skład przedstawionego stanowiska wchodzi szafa sterownicza, przeznaczona do sterowania stanowiskami zrobotyzowanymi w 18 osiach swobodnie programowanych. w tylnej części szafy sterowniczej zabudowany jest układ chłodzenia pasywnego umożliwiający poprawną pracę układu sterowania w temperaturze od 5 do 45°c przy maksymalnej wilgotności do 80%. rys. 10. szafa sterownicza rotrol [2] fig. 10. rotrol control cabinet [2] 30 przegląd spawalnictwa 8/2014 rys. 11. przenośny pulpit programowania [2] fig. 11. portable programming panel [2] programowanie programowanie robota spawalniczego odbywa się za pomocą przenośnego pulpitu programowania (rys. 11) wyposażonego w 10-calowy, kolorowy, dotykowy wyświetlacz lcd. komunikacja między użytkownikiem a układem sterowania odbywa się poprzez interfejs graficzny. polecenia języka programowania robota carola przedstawione są za pomocą piktogramów, które pozwalają na używanie następujących grup poleceń, takich jak: zadawanie list parametrów spawania w trybie on-line i off-line, programowanie punktów i dróg przejazdu, wieloprogramowość, wygładzanie punktów i dróg spawania, programowanie w trzech systemach koordynacyjnych, wyświetlanie informacji na ekranie, zadawanie punktu centralnego narzędzia i jego zmiana w czasie wykonywania programu, powtarzanie fragmentów programu, zmiana prędkości w trybie cp, system wyjść i wejść cyfrowych, interpolacja kołowa i części okręgu, technika podprogramów i procedur, równoległe przesunięcie zaprogramowanych punktów, oscylacje uchwytu spawalniczego, definiowanie figur zakosowania, generowanie punktów za pomocą polecenia storpos, wygładzanie parametrów spawania, nadzór procesu spawania itp. rys. 12. sensor dotykowy [2] fig. 12. touch sensor [2] sensor dotykowy sensor dotykowy (rys. 12) służy do znalezienia początku spoiny oraz kompensacji tolerancji podzespołu. robot wykonuje ruch szukania, a w momencie kontaktu z podzespołem zamyka się obwód prądowy i ruch robota zostaje zatrzymany. znaleziony wektor przesunięcia pomiędzy zaprogramowanym i rzeczywistym położeniem podzespołu wykorzystywany jest do modyfikacji przebiegu programu [2]. zasada działania sensora dotykowego: – robot wykonuje ruch szukania, – przy kontakcie z podzespołem zamyka się obwód prądowy, – ruch robota zostaje zatrzymany, – położenie podzespołu jest rozpoznane przez układ sterowania, – znaleziony wektor przesunięcia wykorzystywany jest do modyfikacji programu [5]. rys. 13. sensor prądowy [2] fig. 13. current sensor [2] sensor laserowy sensor laserowy służy do szukania początku i końca spoiny, określenia objętości spoiny, a także śledzenia złącza spawanego. zasada działania sensora laserowego polega na skanowaniu powierzchni podzespołu za pomocą promienia lasera. kamera odbiera odbite od powierzchni podzespołu refleksy światła. kurtyna świetlna w kształcie trapezu omiata powierzchnię podzespołu o szerokości od 5 do 65 mm. sterownik sensora porównuje zeskanowany obraz z zapamiętanym wzorcem. ustalone rezultaty pomiaru sterownik przesyła do układu sterowania robota. sensor prądowy sensor prądowy (rys. 13) służy do korekty położenia uchwytu spawalniczego przy wykonywaniu następujących typów spoin: – spoiny doczołowe ukosowane na v, – spoiny zakładkowe o boku b dłuższym niż 10 mm, – spoiny pachwinowe, – spoiny wielowarstwowe. funkcjonowanie sensora prądowego polega na pomiarze prądu spawania podczas ruchu zakosowego palnika spawalniczego. w wyniku analizy prądu spawania przez układ pomiarowy sensora otrzymujemy następujące kierunki korekty: w lewo, w prawo, wysokość „+”, wysokość „–”. 31przegląd spawalnictwa 8/2014 wyposażenie do spawania metodą tandem podstawowymi składnikami wyposażenia do spawania metodą tandem są dwa źródła prądu: glc 603 quinto oraz specjalny palnik spawalniczy. zastosowane urządzenia spawalnicze dają możliwość osiągnięcia maksymalnych parametrów spawania 645 a/44 v przy 60% ed. w metodzie tandem dwa niezależne łuki spawalnicze jarzą się w jednym jeziorku. druty są rozdzielone potencjałowo, natomiast łuki spawalnicze sterowane są niezależnie przez dwa źródła prądu. duża wydajność procesu jest główną zaletą tej metody. odciąganie dymów spawalniczych centralne urządzenie filtrowentylacyjne składa się z części filtracyjnej z automatycznym oczyszczaniem filtra oraz części wentylatorowej. przechwycone zanieczyszczenia przepływają z prądem powietrza przez instalację rurową do urządzenia, gdzie zostają zatrzymane na powierzchni filtrów nabojowych z membraną teflonową. oczyszczone powietrze zostaje odprowadzone na zewnątrz urządzenia. dysze rotacyjne dzięki automatycznym impulsom sprężonego powietrza oczyszczają filtry nabojowe, a warstwa zanieczyszczeń opada do zbiornika osadowego. centralne urządzenie ssąco-filtrujące zawiera filtry nabojowe z membraną teflonową o skuteczności filtracji cząsteczek stałych ponad 99,9%. urządzenie do cięcia plazmą max 200 urządzenie to służy do cięcia wszystkich metali takich jak: stal, aluminium, mosiądz, miedź itp. prąd cięcia jest bezstopniowo regulowany w zakresie od 40 do 200 a, dzięki czemu można uzyskać optymalną jakość przecinanych krawędzi. jako gaz plazmowy służy sprężone powietrze, n2, o2 lub ar-h2. jako gaz osłonowy może służyć powietrze, n2 lub co2. oprogramowanie oprogramowanie pozwala na analizę możliwości wykonania i analizę obciążenia stanowiska, a także przybliżone ustalenie całkowitego czasu trwania produkcji przed rozpoczęciem inwestycji. dane geometryczne w formacie 3d przyrządów i podzespołów mogą być łatwo przechwycone do systemu roboplan i odpowiednio pozycjonowane w zamodelowanym stanowisku zrobotyzowanym. intuicyjny interfejs obsługi z funkcjami umieszczonymi w rozwijanych menu gwarantuje krótki czas wdrożenia oprogramowania stanowiska zrobotyzowanego, a także pozwala na zwiększenie czasu produkcyjnego dzięki znacznej redukcji czasu programowania na stanowisku zrobotyzowanym. oprogramowanie umożliwia również spawanie na stanowisku zrobotyzowanym podzespołów produkowanych w małych i dużych seriach (rys. 14). system programowania off-line robo-plan umożliwia na utworzenie na komputerze pc nowego lub dopasowanie posiadanego programu dla robota przemysłowego romat. programowanie odbywa się bez przerywania produkcji [2]. rys. 14. przykład wdrożonego zrobotyzowanego stanowiska do spawania czerpaków [2] fig. 14. an example of an implemented robotized workplace to weld mud buckets [2] prace związane z opracowaniem programu napawania element przeznaczony do napawania przypomina odkształcony przestrzennie graniastosłup o podstawie w kształcie trapezu z zaokrąglonymi rogami. grubość naroża w środkowej części wynosi ok. 50 mm i zmniejsza się w kierunku trzech krawędzi. mają one kształt klina o długości ok. 100 mm i promieniu ostrza ok. 5 mm. zadaniem programu napawania jest wykonanie dwóch warstw napoin po stronie wewnętrznej i zewnętrznej podzespołu. napoiny są wykonane w miejscach, które są najbardziej narażone na zużycie. najpoważniejszym problemem przy programowaniu ruchów robota było uzyskanie założonej w technologii grubości napoiny niezależnej od krzywizn podzespołu. w celu uzyskania pożądanego efektu najlepszym rozwiązaniem jest takie operowanie podzespołem, by napawany fragment był zawsze położony poziomo. pozycja taka zapewnia równomierną grubość napoiny na całej powierzchni i zapobiega spływaniu ciekłego metalu z jeziorka spawalniczego. ze względu na przestrzenny kształt napawanego podzespołu, który charakteryzuje się znacznymi krzywiznami, niemożliwe jest ustawienie podzespołu tak, by uzyskać zadowalająco dużą powierzchnię ustawioną poziomo. kolejnym wymaganiem było zapewnienie ciągłości napawanych ściegów, które z kolei umożliwiła opcja programowa ext-syn. polega ona na zsynchronizowaniu pracy robota i osi 32 przegląd spawalnictwa 8/2014 zewnętrznych, w wyniku czego przy załączonej synchronizacji poruszanie osiami pozycjonera (w trybie programowania) powoduje równocześnie ruchy robota, który zachowuje się tak, jak by był przytwierdzony na stałe do podzespołu za uchwyt spawalniczy. oznacza to, że w układzie współrzędnych związanych z obrabianym podzespołem uchwyt spawalniczy nie porusza się mimo ruchów pozycjonera i robota. ułatwia to i znacznie przyśpiesza proces programowania. włączenie synchronizacji w czasie wykonywania programu umożliwia wykonanie skomplikowanych przestrzennych napoin lub spoin. ruchy osi zewnętrznych i robota są tak realizowane, że prędkość napawania w każdej chwili jest stała i równa prędkości zdefiniowanej w liście parametrów spawania. w celu ograniczenia czasu programowania zastosowano również funkcję przesunięcia równoległego przy układaniu drugiej warstwy, a w celu zapewnienia stałej, wysokiej jakości napoin zastosowano funkcje kontroli łuku spawalniczego i obecności materiału dodatkowego. do zaprogramowania charakterystyk urządzenia spawalniczego, służących do napawania samoosłonowym drutem proszkowym, użyto specjalistycznego oprogramowania opracowanego przez firmę cloos. oprogramowanie może być zainstalowane na typowym komputerze pc lub laptopie. połączenie i przesyłanie danych w obu kierunkach odbywa się za pomocą złącza szeregowego rs 232. oprócz umożliwienia zmian istniejących lub dodania nowych charakterystyk spawania, mikroprocesorowo sterowanych urządzeń, oprogramowanie oferuje użytkownikowi wiele innych funkcji, z których najbardziej interesującą jest możliwość dokumentacji procesu spawania. oprogramowanie umożliwia zarejestrowanie wszystkich istotnych wielkości po wykonaniu każdej spoiny. dane te są zapamiętywane w postaci pliku na dysku twardym komputera. przeglądanie i obróbka zapamiętanych informacji może odbywać się za pomocą ogólnie dostępnych arkuszy kalkulacyjnych. wnioski zastosowanie zautomatyzowanego procesu napawania naroży czerpaków spowodowało uzyskanie dużych efektów wymiernych i niewymiernych. do efektów wymiernych należy zaliczyć efekty polegające na zmniejszeniu liczby postojów koparek i kosztów wymiany czerpaków, a także skrócenie czasu potrzebnego na wykonanie zamierzonej liczby naroży. do efektów niewymiernych należy zaliczyć znaczną poprawę jakości napoin, zapewnienie powtarzalności geometrycznej regenerowanych czerpaków, a także poprawę jakości spawania. jednak najważniejszym czynnikiem wprowadzenia zrobotyzowanego stanowiska jest zabezpieczenie człowieka przed wpływem szkodliwych czynników występujących podczas procesu spawania lub napawania [5]. literatura [1] wocka n.: czerpaki do urabiania utworów bardzo trudnourabialnych koparkami kołowymi, węgiel brunatny nr 3/60, 2007. [2] idziak e., szyszka r., siennicki a., turek b.: zrobotyzowane spawanie czerpaków koparek, v międzynarodowy kongres górnictwa węgla brunatnego, bełchatów 11-13 czerwca 2007, górnictwo i geoinżynieria, rok 31, zeszyt 2, 2007. [3] szyszka r., płomiński s.: optymalizacja czerpaków koparek kołowych urabiających utwory trudno urabialne, vi międzynarodowy kongres górnictwa węgla brunatnego, bełchatów 18-20 maja 2009, górnictwo i geoinżynieria, rok 33, zeszyt 2, 2009. [4] badura s., łopata a.: analiza techniczna i ekonomiczna rekonstrukcji czerpaków dla koparek kołowych schrs 4000 urabiających caliznę w kwb bełchatów, mechanics vol. 24 no. 1, 2005. [5] turek b., siennicki a., szyszka r.: zrobotyzowane napawanie naroży czerpaków koparek, iii międzynarodowy kongres górnictwa węgla brunatnego, bełchatów 22-24 kwietnia 2002, prace naukowe instytutu górnictwa politechniki wrocławskiej. ps 5 2018 www str 14 przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 powrót do podstaw – specyfikacja konstrukcji stalowych wg en 1090 return to the basics – specification of steel constructions according to en 1090 mgr inż. jerzy kozłowski – slv-gsi polska sp. z o.o., mgr inż. jakub kozłowski – politechnika częstochowska. autor korespondencyjny/corresponding author: jerzy.kozlowski@slv-polska.pl streszczenie w referacie odniesiono się do konieczności opracowywania specyfikacji konstrukcji zgodnie z wymaganiami przedstawionymi w normie en 1090. szczególną uwagę zwrócono na uwzględnianie w opracowywanych specyfikacjach wszystkich, niezbędnych do wytworzenia konstrukcji, informacji, bezwzględną konieczność spełnienia wymagań w zakresie zabezpieczeń antykorozyjnych konstrukcji oraz kwalifikacji i kompetencji personelu antykorozji. referat odnosi się również do możliwości spełnienia tych wymagań na rynku polskim. słowa kluczowe: konstrukcje stalowe; specyfikacja elementu; norma en 1090 abstract the paper refers to the need of developing design specifications in accordance with the requirements set out in en 1090. special attention was paid to including in the elaborated specifications all necessary information for the construction of the structure. an absolute necessity to meet the requirements for corrosion protection of the structure and the qualifications and competences of the anti-corrosion personnel. the paper also refers to the possibility of fulfilling these requirements on the polish market. keywords:  steel constructions; component specification; norm en 1090 wstęp z dniem 01.07.2014 r. skończył się okres przejściowy na wdrożenie normy en 1090-1 [1], zharmonizowanej z rozporządzeniem parlamentu europejskiego i rady (ue) 305/2011 [3]. od tej daty dla wszystkich konstrukcji budowlanych, stalowych i aluminiowych, przed ich wprowadzeniem na rynek należy: dokonać oceny stałości właściwości użytkowych, wystawić deklarację właściwości użytkowych, oznakować konstrukcję znakiem ce. czy tak się dzieje? z obserwacji autorów wynika, że niestety nie zawsze. dlaczego spotyka się w dalszym ciągu tolerancję dla nieprzestrzegania przepisów prawa w tym zakresie? szukanie odpowiedzi na tak po stawione pytanie nie jest jednak tematem niniejszego opracowania. kilkuletnie już funkcjonowanie na rynku normy en 10901; en 1090-2 pozwalałoby przypuszczać, że wymagania zawarte w przywołanej normie znane są doskonale zarówno wytwórcom konstrukcji budowlanych, jak i projektantom, zamawiającym, a przede wszystkim inspektorom nadzoru odpowiedzialnym za akceptację dostarczonych konstrukcji na budowę. niestety zbyt często można się spotkać z przykładami pomijania, bądź bardzo pobieżnego traktowania przywołanych wyżej wymagań. jerzy kozłowski, jakub kozłowski przeglad welding technology review niniejsze opracowanie ma na celu ponowne zwrócenie uwagi na ważność tychże wymagań, a w szczególności na element leżący u ich podstawy – specyfikację wyrobu. by konstrukcja spełniała wymagania i mogła być oznakowana znakiem ce powinna być, zgodnie z zapisem normy en 1090-1, produkowana i kontrolowana z użyciem specyfikacji elementu. musi ona zawierać wszystkie niezbędne informacje, wraz z odpowiednimi szczegółami, umożliwiającymi wytworzenie oraz dokonanie oceny stałości właściwości użytkowych konstrukcji. oczywiście należy pamiętać, że wystawiający deklarację właściwości użytkowych i oznakowujący konstrukcje znakiem ce musi posiadać wdrożony i certyfikowany system zakładowej kontroli produkcji wg en 1090-1 [1÷3]. specyfikacja elementu (wyrobu)  – definicje i opracowanie wg en 1090-1,-2 specyfikacja elementu to wg terminologii w en 1090-1 „dokument lub zbiór dokumentów zawierający wszystkie doi: http://dx.doi.org/10.26628/ps.v90i5.891 15przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 tablica i. metody deklaracji zgodności stosowanych przez producentów elementów konstrukcyjnych w związku z oznakowaniem ce table i. manufacturer’s declaration of properties of structural components in connection with ce marking, depending on method of declaration niezbędne informacje i wymagania techniczne do wytworzenia elementu”. specyfikacja wykonawcza wg en 1090-2 to „zbiór dokumentów zawierających dane techniczne i wymagania dotyczące określonej konstrukcji stalowej, łącznie z wymaganiami dodatkowymi i dotyczącymi zastosowanych reguł niniejszej normy” (en 1090-2). przy określaniu wymagań w specyfikacji wykonawczej należy przywołać odpowiedni punkt normy en 1090-2. specyfikacja wykonawcza może być traktowana jako kompletny zbiór wymagań dotyczący wytwarzania i montażu stalowych elementów konstrukcji, łącznie z wymaganiami wytwarzania podanymi w specyfikacjach elementów składowych zgodnie z en 1090-1. wymaganiem en 1090-1 jest również, by produkcja była kontrolowana z zastosowaniem specyfikacji. specyfikacje powinny być opracowane na podstawie projektu. norma en 1090-1 w załączniku a podaje wytyczne do opracowania specyfikacji. opisano w nim dwa podstawowe przypadki opracowywania specyfikacji – przez zamawiającego i przez producenta. spotykane jest również wspólne opracowanie specyfikacji przez zamawiającego i producenta przy czym norma nie precyzuje podziału pracy w tym zakresie. strony ten podział powinny uzgodnić w trakcie podpisywania zlecenia lub umowy [1,2]. specyfikacja elementu sporządzona przez zamawiającego  (ppcs) zamawiający podaje w specyfikacji wszystkie informacje techniczne niezbędne do wytworzenia wyrobu. powinien podać również wyszczególnienie wszystkich materiałów i wy robów, informacje dotyczące geometrii oraz wymagania w stosunku do wytwarzania. wytwarzający wówczas zobligowany jest do wytworzenia elementu zgodnie z wymaganiami normy en 1090-2 dla elementów stalowych i zapewnienia zgodności elementu z ppcs. oczywistym wymaganiem jest również dostarczenie wymaganej dokumentacji wysyłkowej. specyfikacja  elementu  sporządzona  przez  producenta  (mpcs) w przypadku, gdy specyfikacja sporządzana jest przez producenta, musi ona zawierać informacje techniczne niezbędne do jego wytworzenia. zadania producenta zależą w takim przypadku od przewidywanej metody oceny zgodności elementu: – przypadku deklaracji właściwości wg metody za.3.2 (patrz en 1090-1) producent podaje właściwości geometryczne i materiałowe elementu oraz informacje niezbędne innym do wykonania projektu; – w przypadku deklaracji właściwości wg metody za.3.3 lub za.3.5 (patrz en 1090-1) producent deklaruje właściwości geometryczne i materiałowe elementu oraz charakterystykę konstrukcyjną wynikająca z projektu. produ cent powinien otrzymać od zamawiającego wszystkie niezbędne informacje dotyczące parametrów i charakterystyki konstrukcji. norma en 1090-1[1] podaje również w sposób tabelaryczny, działania producenta przy różnych metodach deklaracji zgodności. działania te przedstawiono w tablicy i. specyfikacja wykonawcza 1. przed rozpoczęciem realizacji wyrobu wszystkie niezbędne dane i wymagania musza być skompletowane. do takiego stanu powinny dążyć wszystkie zainteresowane strony kontraktu. należy podkreślić, że strony te powinny mieć odpowiednią świadomość ważności procesu. norma en 1090 wymaga również ustalenia procedur wprowadzania zmian do wcześniej uzgodnionych specyfikacji. czy tak się dzieje? niestety w wielu przypadkach nie. spowodowane jest to najczęściej brakiem wiedzy i kompetencji. zleceniodawca zleca wykonanie konstrukcji, nie precyzując niezbędnych wymagań, ceduje większość decyzji i odpowiedzialności na wytwórcę. nie w pełni kompetentny i świadomy wytwórca podejmuje się wykonania prac. problemy zwykle pojawiają się już w trakcie produkcji, a na pewno pojawią się podczas odbiorów. aby problemów uniknąć lub maksymalnie ograniczyć ich występowanie, zgodnie z wymaganiami en 1090 – zacząć należy od prawidłowego opracowania specyfikacji. 2. specyfikacja wykonawcza, zgodnie z zapisami normy en 1090-2 [2] musi odnosić się do: – klasy wykonania konstrukcji exc. przy czym należy pamiętać, że w ramach danej konstrukcji może być ustalonych kilka klas, od najmniej wymagającej exc1 do najbardziej restrykcyjnej exc4. jeśli klasa wykonania nie zostanie określona, wówczas zgodnie z pos tanowieniem normy przyjmować należy klasę exc2. skutkuje to jednak zbędnym podnoszeniem wymagań dla elementów, które można byłoby zaklasyfikować do klasy exc1 lub zaniżeniem wymagań dla elementów, które powinny być zaklasyfikowane dla klasy wyższej exc3. działanie działania producenta i dostawa metoda 1 metoda 2 metoda 3b metoda 3a obliczenia elementu konstrukcyjnego nie tak na podstawie wymagań normy wyrobu odwołującej się do właściwych części eurokodów tak na podstawie założeń projektowych dostarczonych przez zamawiającego lub opracowanych przez producenta zgodnie z zamówieniem nie podstawa produkcji mpcs mpcs mpcs ppcs deklaracja właściwości elementu dane geometryczne i materiałowe oraz informacje potrzebne innym do obliczeń i oceny konstrukcyjnej dostarczone elementy powinny być zgodne z niniejszą normą europejską w nawiązaniu do odpowiednich części eurokodów, przy czym nośność określa się wartościami charakterystycznymi lub obliczeniowymi dostarczony element powinien być zgodny z mpcs i z zamówieniem dostarczony element powinien być z ppcs 16 przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 norma en 1090-2 [2] w załączniku b podaje wytyczne do określania klas w zależności od klasy konsekwencji cc, kategorii użytkowania s.c. i kategorii produkcji pc. z obserwacji autorów wynika, że do rzadkości należą specyfikacje konstrukcji z podziałem na różne klasy wykonania; – klas tolerancji. norma en 1009-2 [2] definiuje dwa rodzaje tolerancji. tolerancje podstawowe – istotne dla konstrukcji ze względu na kryteria oceny nośności i stateczności konstrukcji oraz tolerancje funkcjonalne, o dokładnościach wzrastających od klasy 1 do klasy 2 – istotne ze względu na możliwość dopasowania i wygląd. należy pamiętać, że obydwa rodzaje tolerancji mają charakter normatywny. tolerancje podstawowe należy przyjmować wg załącznika d.1 en 1090-2. tolerancje funkcjonalne można przyjmować jako tolerancje stablicowane, podane w załączniku d.2. en 1090-2, przy czym jeśli nie ustalono klasy tolerancji to przyjmuje się klasę 1. można skorzystać również z zastosowania tolerancji alternatywnych wg en iso 13920 [4]. to rozwiązanie jest znacznie korzystniejsze w przypadku konstrukcji spawanych. niestety opracowujący specyfikacje nie zawsze pamiętają o tej możliwości. postawienie wymagania np. klasa 2 wg załącznika d.2 en 1090-2 [2] bez odniesienia do konkretnego wiersza wymagań w tabeli d.2, powoduje nierzadko niejasności co do zastosowania właściwych odchyłek przy pomiarach konstrukcji spawanych. pamiętać należy, że tolerancje alternatywne można zastosować tylko wtedy, gdy przywołane zostaną w specyfikacji. jeśli takowego zapisu nie ma, to należy stosować tolerancje wg załącznika d.2. tylko od kompetencji i doświadczenia specyfikujących zależy takie dobranie tolerancji, by ich zastosowanie nie powodowało trudności i niejasności podczas wytwarzania i kontroli; – stopni przygotowania powierzchni od p1 do p3, wg normy en iso 8501-3[5]. określenie to jest ważne ze względu na powiązanie z oczekiwanym okresem trwałości konstrukcji. trwałość z kolei jest właściwością, którą należy zadeklarować w deklaracji właściwości użytkowych. stopień przygotowania powierzchni analogicznie, jak klasy wykonania można przypisać do całej konstrukcji lub do jej konkretnych szczegółów. konstrukcja może mieć przypisane kilka stopni przygotowania powierzchni. należy mieć na uwadze, że narzuce nie nieuzasadnionych, nadmiernych wymagań, to konie czność wprowadzenia do procesu dodatkowych operacji, co oczywiście wydłuża czas realizacji i generuje koszty. na przykład przywołanie dla całej konstrukcji wymagania p3 to konieczność usunięcia wszystkich odprysków spawalniczych, obrobienia powierzchni wszystkich spoin, za okrąglenia wszystkich krawędzi promieniem nie mniejszym niż 2 mm, brak podtopień i widocznych pęcherzy (bez względu na poziom jakości spoin), itd.; – wymagań dotyczących bezpieczeństwa robót. specyfikacja powinna również obejmować uregulowania w zakresie bezpiecznej metody montażu, prowadzonego w taki sposób, by na wszystkich stadiach prac zachowana była stateczności konstrukcji; – informacji dodatkowych zawartych w tablicy a.1 i a.2 en 1090-2 – opisane w pkt. 3. informacje dodatkowe dotyczące  wymagań i wymagań opcjonalnych 1. norma en 1090-2 w tablicy a.1 (załącznik a) [2] podaje rodzaje wymaganych informacji dodatkowych. informacje te, o ile mają zastosowanie do konkretnego wyrobu i są niezbędne dla sprecyzowania wymagań, powinny zostać umie szczone w jego specyfikacji. każde z wymagań zostało odniesione do odpowiedniego punktu normy en 1090-2 [2], w którym znajduje się jego rozwinięcie. zakres informacji dodatkowych obejmuje: – wyroby konstrukcyjne – pkt. 5 en 1090-2 [2]; w tym zakresie norma wymaga między innymi: wyroby ze stali konstrukcyjnych powinny spełniać wymagania norm europejskich przywołanych w tablicach 1, 2, i 3 en 1090-2 [2]. gatunki, jakość, ciężary powłok ochronnych, wykończenie, przydatność do cynkowania ogniowego powinny zostać określone. określić należy również wszystkie niezbędne właściwości zastosowanych materiałów, które nie są objęte przywołanymi normami europejskimi. – obróbkę i scalenie – pkt. 6 en 1090-2 [2]; w tym zakresie należy określić np.: obszary, gdzie dozwolone jest znakowanie, minimalne promienie gięcia dla stali nierdzewnych, warunki gięcia na zimno rur okrągłych, wymagania w zakresie zaokrąglenia naroży wklęsłych, wymagania specjalne w zakresie stosowania przyłączeń elementów tymczasowych. – spawanie – pkt. 7 en 1090-2 [2]; w tym zakresie należy określić np.: stosowanie przyłączeń tymczasowych w konstrukcjach klas exc3 i exc4 oraz określenie stref, gdzie przyłączenia takowe nie są dozwolone, umiejscowienie styków doczołowych z uwzględnieniem wstępnej długości elementów, wymiary otworów pod spoiny otworowe, minimalny widoczny wymiar spoin punktowych, wymagania dla spoin uszczelniających, wymagania szlifowania i obróbki spoin, obróbki powierzchni stref spawania w stalach nierdzewnych oraz ich spawania z innymi stalami, dodatkowe wymagania dotyczące geometrii i kształtu spoin. – łączenie mechaniczne – pkt 8 en 1090-2 [2]; w tym zakresie należy określić np.: minimalne średnice łączników do elementów cienkościennych, wymagania dla powierzchni styku w połączeniach sprężanych, wymagania dla powierzchni styku w połączeniach ciernych ze stali nierdzewnych, wymagania dotyczące badań łączników specjalnych. – montaż – pkt. 9 en 1090-2 [2]; w tym zakresie należy określić np.: temperaturę odniesienia przy pomiarach konstrukcji, sposób uszczelniania brzegów blach podstaw, w przypadku, gdy nie jest stosowana podlewka. – zabezpieczenie powierzchni – pkt. 10 en 1090-2 [2]; w tym zakresie należy określić np.: wymagania odnośnie stosowania systemu powłok antykorozyjnych, stopień przygotowania powierzchni wg en iso 8501-3 [5], oczekiwaną trwałość zastosowanych powłok, system zabezpieczenia powierzchni wewnętrznych w przestrzennych elementach szczelnych, sposób naprawy i zabezpieczenia brzegów i styków po cięciu. – tolerancje geometryczne – pkt. 11 en 1090-2 [2]; w tym zakresie należy określić np.: przyjęty system tolerancji oraz zastosowane tolerancje specjalne. – kontrolę, badania i działania korygujące – pkt. 12 en 1090--2 [2]; w tym zakresie należy określić np.: miejsca i częstość pomiarów, sposób kontroli systemu izolacji i połączeń sprężanych w przypadku stali nierdzewnych, wymagania dotyczące montażu próbnego, wymagania w zakresie montażu uwarunkowanego określonym poziomem obciążenia. – ochronę przed korozją – załącznik f, en 1090-2 [2]; w tym zakresie należy określić np.: oczekiwaną trwałość zabezpieczenia antykorozyjnego wg en iso 12944-1 [6], 17przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 literatura [1] en 1090-1+a1:2012 wykonanie konstrukcji stalowych i aluminiowych część 1: zasady oceny zgodności elementów konstrukcyjnych. [2] en 1090-2+a1:2012 wykonanie konstrukcji stalowych i aluminiowych część 2: wymagania techniczne dotyczące konstrukcji stalowych. [3] rozporządzenie parlamentu europejskiego i rady (ue) nr 305/2011 z dnia 9 marca 2011. [4] ztv-ing:2012 – dodatkowe warunki techniczne umów i wytyczne dla kon strukcji inżynierskich. [5] en iso 13920 spawalnictwo -tolerancje ogólne dotyczące konstrukcji spawanych - wymiary liniowe i kąty -kształt i położenie. [6] en 8501-3:2007 przygotowanie podłoży stalowych przed nakładaniem farb i podobnych produktów – wzrokowa ocena czystości powierzchni. część 3: stopnie przygotowania spoin, krawędzi i innych obszarów z wadami powierzchni. [7] en iso12944-1:1998 farby i lakiery – ochrona przed korozją konstrukcji stalowych za pomocą ochronnych systemów malarskich. część 1: ogólne wprowadzenie. podsumowanie mając na uwadze konieczność deklarowania wszystkich podanych w en1090-1, tablica i [1] właściwości dla wykonanych konstrukcji budowlanych tzn. tolerancje wymiarów i kształtu, spawalność, odporność na kruche pękanie, nośność, wytrzymałość zmęczeniowa, odkształcenia w stanie granicznym użytkowalności, odporność ogniowa, reakcja na ogień, substancje niebezpieczne, odporność na uderzenia i trwałość, producent musi posiadać udokumentowane oceny każdej z deklarowanej właściwości. ocen takich można dokonać tylko na podstawie jasno sprecyzowanych wymagań dla wyrobu oraz odpowiednich zapisów z procesu wytwarzania. stąd zaś jasno wynika konieczność wytwarzania konstrukcji na podstawie kompletnej specyfikacji wyrobu. proces opracowywania specyfikacji powinien być przeprowadzony przez świadomy i kompetentny personel z zakresu projektowania, technologii wytwarzania i montażu, spawania, łączenia mechanicznego, kontroli i badań oraz antykorozji. norma en 1090-2 [2] stanowi bardzo pomocny przewodnik do takiego opracowania. w zależności od miejsca zainstalowania konstrukcji, oprócz wymagań normy en 1090, może być również konieczne uwzględnienie innych przepisów i wymagań prawa miejscowego. przykładem mogą być przepisy ztv-ing [10] obowiązujące na rynku niemieckim, które szerzej opisano w [4]. w takim przypadku specyfikacja musi uwzględniać także i te wymagania. podpisujący, w imieniu wytwórcy, deklarację właściwości użytkowych poświadcza, że zadeklarowane właściwości zostały osiągnięte. wytwórca przyjmuje odpowiedzialność za wszystkie działania swoje i swoich podwykonawców. musi mieć również na uwadze, że zarówno norma en1090-1, jak i rozporządzenie parlamentu europejskiego i rady (ue) 305/2011[2] wymagają przechowywania udokumentowanych wyników ocen przez 10 lat. by uniknąć problemów podczas wytwarzania, odbiorów i późniejszej eksploatacji konstrukcji – wróćmy do podstaw – zacznijmy wytwarzać konstrukcje poprawnie od początku tzn. od opracowania kompletnej specyfikacji. [8] en iso12944-2:1998 farby i lakiery – ochrona przed korozją konstrukcji stalowych za pomocą ochronnych systemów malarskich. część 2: klasyfikacja środowisk. [9] kozłowski j.: norma en 1090 i jej wymagania w zakresie zabezpieczenia antykorozyjnego stalowych konstrukcji spawanych, przegląd spawalnictwa, r 87 5, 2015, s. 62-67. [10] kozłowski j., kozłowski j.: spawanie to nie wszystko. zabezpieczenie antykorozyjne spawanych konstrukcji stalowych kontrola i badania, przegląd spawalnictwa, vol. 88, 5, 2016, s. 10-15. [11] czysch m., kozłowski j., kozłowski j.: wybrane zagadnienia z zakresu antykorozji stalowych konstrukcji spawanych na podstawie niemieckich przepisów ztv-ing i vgb/baw, przegląd spawalnictwa, vol. 89 5, 2017, s. 71-74 kategorię korozyjności środowiska wg en iso 12944-2 [7], wymagania technologiczne dla przygotowania powierzchni i nakładania powłok, wymagania dotyczące powierzchni ciernych, wymagania odnośnie kwalifikowania procesu cynkowania ogniowego elementów profilowanych na zimno, wymagań dla badań i kontroli powłok ocynkowanych przed następnym malowaniem, określenie wymaganych powierzchni referencyjnych. wymagania w zakresie zabezpieczenia antykorozyjnego powierzchni szerzej przedstawiono w [8,9]. 2. w tablicy a.2 (załącznik a) w sposób analogiczny podaje możliwości wprowadzenia do specyfikacji wymaganych opcji. również w tym przypadku, każde z wymagań zostało odniesione do odpowiedniego punktu normy en 1090-2 [2], w którym znajdziemy jego rozwinięcie. ps 4 2018 www.pdf 34 przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 pękanie spawanych ścian szczelnych podczas eksploatacji  cracking of welded membrane walls during operation dr hab. inż. janusz adamiec – politechnika śląska. autor korespondencyjny/corresponding author: janusz.adamiec@polsl.pl streszczenie w pracy przedstawiono wyniki badań przyczyn pękania ścian szczelnych kotłów gazowych podczas eksploatacji. zakres badań obejmował badania metalograficzne oraz ba dania twardości. ujawnione struktury pozwoliły w jednoznaczny sposób określić przyczynę uszkodzenia ścian szczelnych spawanych hybrydowo. stwierdzono, że przyczyną pękania była korozja naprężeniowa, spowodowana równoczesnym oddziałaniem statycznych naprężeń rozciągających i środowiska korozyjnego. słowa kluczowe: spawanie hybrydowe; ściana szczelna; laser abstract the paper presents the results of research into the causes of cracking in gas boiler membrane walls during service. the scope of the study included metallographic examinations and hardness tests. the structures revealed made it possible to determine unambiguously the cause of damage to hybrid-welded membrane walls. it was found that cracking had been caused by stress corrosion resulting from the simultaneous action of static tensile stresses and a corrosive environment. keywords: hybrid welding; membrane wall; laser wstęp ściany szczelne (gazoszczelne) zwane również membranowymi, stosowane są m.in. w nowoczesnych kotłach wodnorurkowych, gwarantując szczelność kotła po stronie spalin i zwiększając ogólną sprawność kotła. wytwarzanie ścian szczelnych polega na połączeniu elementów płaskownik-rura-płaskownik-itd. (ok. 12 rur) w tzw. panele o długości do 25 m. do najczęściej stosowanych technologii spawania paneli ścian szczelnych zaliczyć należy zautomatyzowane spawanie łukiem krytym. w firmie energoinstal do łączenia poszczególnych elementów panelu stosuje się jedną z najnowszych technologii spawania – spawanie hybrydowe laser+mag (rys. 1b). połączenie rura-płaskownik-rura odbywa się w dwóch przejściach tj. wykonanie spoiny doczołowej jednostronnej, następnie obrót elementu i wykonanie spoiny z drugiej strony. prędkość spawania zależy przede wszystkim od gatunku zastosowanego materiału podstawowego oraz jego grubości i mieści się w przedziale od 3 do 4 m/min. porównanie makrostruktury połączenia rura-płaskownik wykonanego łukiem krytym i metodą hybrydową pokazano na rysunku 1 [1]. do korzyści z zastosowania tej innowacyjnej technologii należy, nie tylko zwiększenie prędkości spawania, ale również, znaczące poszerzenie możliwości produkcyjnych. nowa technologia spawania charakteryzuje się bardzo wąską strefą wpływu ciepła (poniżej 1 mm), co pozwala na redukcję grubości ścianki rury, przy zapewnieniu co najmniej 2 mm materiału nieobrobionego cieplne. umożliwia janusz adamiec przeglad welding technology review to redukcję masy ścian szczelnych w kotle nawet do 30%. kolejną zaletą tej technologii jest możliwość łączenia elementów o różnych grubościach, np. rury ze ścianką o grubości 3 mm i płaskownika o grubości 8 mm. wykonanie takiego połączenia w przypadku spawania metodą konwencjonalną tj. łukiem krytym, spełniającego wymagania przepisów technicznych (np. pn en iso 12952 [2], vgb-r 501 h [3]) jest bardzo utrudnione ze względu na szerokość swc i możliwość przepalenia rury. również do zalet nowej metody spawania należy zaliczyć możliwość spawania paneli ścian szczelnych z bardzo małą podziałką, tj. szerokością płaskownika nieprzekraczającą 20 mm (rys. 2). zastosowanie nowych technologii wytwarzania elementów dla energetyki wymaga jednak nie tylko opracowania i kwalifikowania procesu spawania, ale również uwzględnienia zmian w konstrukcji kotła przez projektantów i konstruktorów. dotyczy to np. zmniejszenia masy kotła i zmiany naprężeń i odkształceń podczas eksploatacji. materiał do badań do badań przyczyny ujawnionych pęknięć rur paneli ścian szczelnych wykorzystano próbki wycięte z uszkodzonych fragmentów ściany szczelnej. miejsce wycięcia próbek pokazano na rysunku 3. zgodnie z dokumentacją rura o średnicy 76,1 x 4 mm została wykonana ze stali p265gh tc1 doi:.http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v90i4 .878 35przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 rys. 3. miejsce pobrania próbek do badań przyczyny uszkodzenia fig. 3. place of sampling for the purposes of the research into the cause of the damage rys.  1.  złącze doczołowe rura (p235jrg2 ø57 x 5 mm)płaskownik (s235jrg2 20 x 5 mm) panelu ściany szczelnej: a) wykonane łukiem krytym, b) spawane hybrydowo: laser włóknowy+mag fig. 1. tube (p235jrg2 ø57 x 5 mm) -flat bar (s235jrg2 20 x 5 mm) butt joints of membrane wall panels: a) saw-welded, b) hybrid-welded: fibre laser+mag rys. 2. nowe możliwości spawania paneli ścian szczelnych metodą hybrydową laser+mag fig. 2. new possibilities of welding membrane wall panels by the laser+mag hybrid welding technology a) b) możliwości spawania hybrydowego laser+mag centrum innowacyjnych technologii laserowych energoinstal s.a. p235gh, ø44,5 x 3,2 + ≠ 8,0 x 80,0 x10crmn9-10, ø31,8 x 5,6 + ≠ 15,0 x 6,0 fragment 1 pęknięcie 36 przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 rys. 4. makrostruktura połączenia rura-płaskownik, sm: a) struktura złącza spawanego, b) pęknięcie w materiale rury poza złączem, c) ujawnione efekty korozji od strony wewnętrznej rury fig. 4. tube-flat bar joint macrostructure, sm: a) structure of the welded joint, b) crack in the tube material outside of the welded joint, c) corrosion effects identified on the inside of the tube rys. 5. mikrostruktura obszaru złącza rura-płaskownik, lm: a) struktura spoiny, b) pęknięcie w materiale rury od strony spalin poza strefą złącza fig.  5. tube-flat bar joint microstructure, lm: a) weld structure, b) crack in the tube material on the exhaust gas side, outside of the welded joint a płaskownik o grubości 6 mm był ze stali p265. rury z płaskownikiem były spawane dwustronnie z pełnym przetopieniem metodą hybrydową (laser+mag) wg zakwalifikowanej technologii. badania struktury złączy  spawanych hybrydowo   do badań strukturalnych przygotowano zgłady metalograficzne, które następnie były trawione w 5% nitalu przez 10 s. wstępne obserwacje struktury wykonano na mikroskopie stereoskopowym olympus zsx9 (sm) przy powiększeniach do 50x. wyniki tych obserwacji pokazano na rysunku 4. badania przy powiększeniach do 500x wykonano na mikroskopie świetlnym (lm) olympus gx71 w technice pola jasnego (rys. 5). uzupełnieniem badań metalograficznych były badania struktury na elektronowym mikroskopie skaningowym jeol jcm-6000 neoscope ii (sem) w technice elektronów wtórnych se, przy powiększeniach 50x÷1000x. przykładowe struktury pokazano na rysunku 6. analiza wyników badań makrostruktury złącza spawanego rura-płaskownik nie ujawniła niezgodności spawalniczych (rys. 4a). obserwowana struktura złącza jest prawidłowa. złącze dwustronne charakteryzuje się prawidłowym gładkim licem, bez podtopień oraz pełnym przetopieniem. szerokość strefy wpływu ciepła jest poniżej 1 mm, co jest prawidłowe przy spawaniu hybrydowym mag+laser. na podstawie badań makrostruktury stwierdzono, że złącze spawane w procesie hybrydowym mag+laser spełnia wymagania klasy b wg iso 12932 w zakresie makrostruktury. na powierzchni rury, poza strefą złącza ujawniono pęknięcie, przebiegające od zewnętrznej strony rury w głąb materiału (rys. 4b). pęknięcie o długości ok. 0,8 mm jest usytuowane w materiale rodzimym rury w odległości ok. 3,2 mm od końca spoiny i ok. 2,3 mm od końca strefy wpływu ciepła złącza. na krawędzi rury od strony wewnętrznej ujawniono również liczne wżery korozyjne (rys. 4c). wżery takie są również obecne na powierzchni zewnętrznej rury od strony spalin (rys. 4b). badania mikrostruktury materiału rodzimego rury ujawniły strukturę ferrytyczno-perlityczną w układzie pasmowym, typowym dla procesu walcowania. strefa wpływu ciepła charakteryzowała się strukturą ferrytyczno-bainityczną o morfologii wynikającej z cyklu cieplnego spawania hybrydowego mag+laser (rys. 5a). szerokość tej strefy jest mniejsza niż 1 mm. struktura spoiny jest również ferrytyczno-bainityczna w układzie kolumnowych ziaren austenitu pierwotnego. a) a) b) b) c) 37przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 ziarna te podczas krystalizacji narastały prostopadle do powierzchni stopienia w kierunku odprowadzenia ciepła (rys. 5a). na podstawie przeprowadzonych badań metalograficznych stwierdzono, że mikrostruktura połączenia rura-płaskownik jest prawidłowa, nie ujawniono niezgodności spawalniczych np. w postaci przyklejeń lub innych nieciągłości. analiza mikrostruktury w pobliżu ujawnionego pęknięcia wskazuje, że pęknięcie rozwija się po granicach ziaren ferrytu i kolonii perlitycznych i ma charakter międzykrystaliczny na całej długości (rys. 6b). ujawniono również pęknięcia odzłomowe. w tym obszarze pęknięcie ma charakterystyczną rozgałęzioną trajektorię, co wskazuje na pękanie związane z korozją naprężeniową. na powierzchni rury zarówno od strony spalin, jak również od strony wewnętrznej obserwowano wżery korozyjne. przeprowadzone badania mikrostruktury na elektronowym mikroskopie skaningowym na zgładach nietrawio nych i trawionych wskazują liczne wżery korozyjne (rys. 6a), od których inicjowały pęknięcia (rys. 6b). potwierdza to również mikropęknięcie pokazane na rysunku 6c. rys. 6. struktura przy krawędzi rury, sem: a) wżery korozyjne na powierzchni rury, b) pęknięcie na powierzchni rury z produktami korozji i wżerami korozyjnymi wewnątrz materiału, c) pęknięcie inicjujące na powierzchni z widocznymi licznymi małymi pęknięciami odzłomowymi, d) miejsce rozgałęzienia pęknięcia z widocznymi produktami korozji fig. 6. structure of the area beside the tube edge, sem: a) corrosion pits on the tube surface, b) crack on the tube surface with corrosion products and corrosion pits inside the material, c) crack initiating on the surface with visible numerous small cracks propagating from it, d) site of crack branching with visible corrosion products pęknięcia rozwijają się po granicach ziaren struktury ferrytyczno-perlitycznej (rys. 6d), co wskazuje na typowy charakter korozji naprężeniowej. w przestrzeni pęknięcia obserwowano produkty korozji (rys. 6c i 6d). świadczy to o zbyt niskiej odporności materiału rodzimego na warunki eksploatacji lub nieprawidłową eksploatację instalacji. pomiary twardości badania twardości wykonano metodą vickersa przy obciążeniu 98 n (hv10). wyniki pomiarów przedstawiono na rysunku 7. analiza rozkładu twardości wskazuje, że twardość materiału rodzimego rury jest na poziomie 156 hv10, w strefie wpływu ciepła od strony rury zakres twardości był od 180 do 187 hv10 (średnio 182 hv10), w spoinie zmierzono średnio 262 hv10, a w swc od strony płaskownika twardość wynosiła 260 hv10, twardość płaskownika wynosiła 160 hv10. a) b) c) d) 38 przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 literatura [1] adamiec p., adamiec j., więcek m.: spawanie hybrydowe mag+laser włóknowy paneli ścian szczelnych, spajanie metali i tworzyw w praktyce nr 4, 2007. wnioski  na podstawie przeprowadzonych badań oraz analizy ich wyników sformułowano następujące wnioski: – dwustronne złącze spawane rura-płaskownik ściany szczelnej badanych kotłów, wykonane metodą spawania hybrydowego laser+mag jest prawidłowe i spełnia wymagania klasy b wg iso 12932. – struktura połączenia jest typowa dla spawania hybrydowego. złącze jest zbudowane z trzech charakterystycznych stref tj. materiału rodzimego o strukturze ferrytyczno-perlitycznej w układzie pasmowym, ferrytyczno-bainitycznej strefy wpływu ciepła o morfologii zgodnej z cyklem cieplnym spawania (szerokość swc jest poniżej 1 mm) oraz spoiny o strukturze ferrytyczno-bainitycznej w układzie kolumnowych ziaren austenitu pierwotnego. – badania makro i mikrostrukturalne złącza nie ujawniły niezgodności spawalniczych w obszarze złącza, a rozkład twardości jest prawidłowy. – ujawnione pęknięcia rury znajdują się poza strefą zmian strukturalnych wywołanych procesem spawania hybrydowego (ok. 3,2 mm od końca spoiny i 2,3 mm od końca strefy wpływu ciepła), w strefie materiału o strukturze ziarnistej ferrytyczno-perlitycznej i nie są związane ze spawaniem połączenia rura-płaskownik. – pęknięcia są wynikiem procesu korozji naprężeniowej, ininicjowane są na wżerach korozyjnych na powierzchni rury od strony spalin i następnie rozwijają się po granicach ziaren w postaci pęknięcia głównego i pęknięć odzłomowych. – mechanizm zniszczenia rury w wyniku korozji naprężeniowej potwierdza również międzyziarnisty charakter przełomu pęknięcia i obecność produktów korozji wewnątrz pęknięcia. [2] pn en iso 12952-5:2011: kotły wodnorurowe i urządzenia pomocnicze. [3] vgb-r 501 h vgb richtlinie fuer die harstellung und bauueberwachung von hochleistungsdampfkesseln 7. ausgabe 1968. rys. 7. rozkład twardości w złączu rura-płaskownik spawanym hybrydowo mag+laser fig. 7. hardness distribution in a laser+mag hybrid welded tube-flat bar joint tw ar do ść  h v 10 punkty pomiarowe mr mr spoina 1 spoina 2 swc swcspoina 201401_pspaw_1489.pdf 23przegląd spawalnictwa 1/2014 technologia wykonania konstrukcji osłony odzawałowej obudowy kopalnianej przygotowanie do spawania a technology of making a construction   of anti-breaking down mining support - preparation to a welding process  stre zczenie omówiono zagadnienia dotyczące produkcji obudowy górniczej, w tym oznaczanie i identyfikację materiałów, przygotowanie detali do spawania, składanie i sczepianie oraz kontrolę sczepiania. przedstawiono wymagania dotyczące jakości powierzchni po cięciu termicznym oraz zasady wykonywania spoin sczepnych czołowych i pachwinowych. omówiono sczepianie za pomocą płytek dobiegowych i wybiegowych oraz za pomocą klamer sczepnych (od strony lica i od strony grani spoiny). podano wymagania dotyczące szerokości szczelin w złączach po sczepianiu. przedstawiono także zasady prowadzenia kontroli detali po sczepianiu. słowa kl czowe spawanie, osłona odzawałowa a tract issues referring to the production of a mining support such as: determining and identifying materials, preparing details to welding, assembling, positioning and controlling were described. all the requirements which refer to the quality of a surface after a thermal cutting and the rules to make positional welds both butt joints and fillet welds were shown. positioning by run-on and run-off plates and bracing clamps (from the face and the back of weld) was given. requirements relating to the width of gaps in the joints after positioning were provided. moreover, the rules of controlling the details after positioning were given. ey word : welding, anti-braking down mining support t p przedstawiono wytyczne prowadzenia procesu wytwórczego konstrukcji spawanej obudowy górniczej ze szczególnym uwzględnieniem procesów spawalniczych takich jak: – cięcie termiczne detali, – ukosowanie za pomocą cięcia termicznego, – prowadzenia procesów sczepiania, montażu i spawania konstrukcji, – prowadzenia badań nieniszczących spoin. zakres zagadnienia obejmuje opis procesu wytwórczego – od magazynowania materiałów spawalniczych, oznaczania i identyfikacji materiałów podstawowych, przez prawidłowe przygotowanie detali do spawania, składanie i sczepianie poszczególnych elementów wg kart technologicznych montażu, podgrzewanie przed spawaniem, spawanie wg instrukcji technologicznych spawania (wps) i planów spawania, prowadzenie badań nieniszczących oraz w przypadku wykrytych niezgodności wykonywanie napraw. w publikacji omówiono wymagania dotyczące produkcji konstrukcji spawanych, w tym oznaczanie i identyfikację materiałów, przygotowanie detali do spawania, składanie i sczepianie oraz kontrolę sczepiania [1÷19]. jacek słania henryk marcinkiewicz mariusz kiełbik r a inż acek słania pro pcz – politechnika częstochowska, mgr inż enryk arcinkiewicz, mgr inż ari z ieł ik – fmg pioma s.a. grupa famur. autor korespondencyjny/corresponding author: jacek.slania@is.gliwice.pl 24 przegląd spawalnictwa 1/2014 ymagania dotyczące prod kc i kon tr kc i pawanyc znaczenie i identy kac a materiał w podczas wykonywania konstrukcji spawanych należy ustalić odpowiednią identyfikowalność i system potwierdzania tożsamości wszystkich materiałów konstrukcyjnych używanych w trakcie produkcji. system ten ma zapewnić, że tylko skontrolowane materiały właściwego gatunku mogą być przeznaczone do produkcji oraz umożliwić w czasie produkcji śledzenie i identyfikowalność materiałów użytych do produkcji, zgodnie z rysunkami i listami materiałowymi (np. wszystkie detale oznakowane markerem na powierzchni), oraz archiwizację dokumentacji. przygotowanie detali do pawania pierwszą fazą produkcji jest przygotowanie poszczególnych detali. z uwagi na to, iż konstrukcja osłony to konstrukcja spawana z blach, podstawowym procesem wykonania detali jest cięcie termiczne z blach kształtów zewnętrznych i otworów poszczególnych detali na automatach do cięcia. na rysunkach 1 i 2 pokazano tężniki główne i żebra konstrukcji osłony po operacji cięcia termicznego. widoczne są wyraźnie wypływki stopionego metalu, zendra oraz żużle po cięciu gazowym. następnym etapem procesu technologicznego jest przygotowanie krawędzi do wykonania spoin czołowych – ukosowanie (fazowanie) brzegów detali zgodnie z rysunkami konstrukcyjnymi. operacje ukosowania wykonuje się przez cięcie termiczne (najczęściej cięcie gazem ziemnym), bądź obróbkę mechaniczną w zależności ry 1 tężniki główne po operacji cięcia termicznego ig 1 the main braces after a thermal cutting ry 2 żebra po operacji cięcia termicznego ig 2 ribs after a thermal cutting process ry 3 tężniki główne po operacji ukosowania termicznego ig 3 the main braces after a thermal beveling process od złożoności kształtu detalu lub jego wielkości. na rysunkach 3 i 4 pokazano wykonane cięciem termicznym fazowania pod spoiny czołowe na tężnikach głównych i nakładkach. w obrębie sfazowania widoczne są wypływki stopionego metalu, zendra oraz żużle po cięciu termicznym. ry 4 nakładki tężników po operacji ukosowania termicznego ig 4 butt straps of braces after a thermal beveling process brzegi elementów do wykonania spoin należy ukosować za pomocą cięcia termicznego lub obróbki mechanicznej zgodnie z kształtem podanym w dokumentacji konstrukcyjnej. powierzchnie blach i kształtowników przeznaczone do cięcia gazowego powinny być suche, czyste i bez zendry. przed rozpoczęciem cięcia termicznego blachy powinny mieć co najmniej temperaturę otoczenia panującą na hali, w której będzie prowadzony proces. powierzchnie po cięciu należy oszlifować do „białego metalu” w celu usunięcia tlenków powstałych przy cięciu i żużla. wszystkie wióry i opiłki powstałe po obróbce mechanicznej muszą być usunięte z konstrukcji. powierzchnia po cięciu i ukosowaniu brzegów pod spoinę powinna być wolna od rdzy, wżerów, nadpaleń oraz wierzchołków (ząbków). ząbki, których wysokość przekracza 0,5 mm, należy szlifować. wżery o głębokości ≤1,5 mm należy usunąć przez szlifowanie, natomiast wżery, których głębokość przekracza 1,5 mm, napawać. w przypadku operacji napawania należy po oszlifowaniu przeprowadzić badanie napawanego miejsca metodą magnetyczno-proszkową na obecność przyklejeń i pęknięć. po operacji cięcia (kształtu i faz) detale poddawane są szlifowaniu wykańczającemu w celu usunięcia zendry, wypływek stopionego metalu i żużli po cięciu zarówno na powierzchniach płaskich, jak i ukosowanych. na rysunkach 5 i 6 pokazano oszlifowane wykańczająco tężniki główne osłony. fazy pod spoiny szlifowane są zwykle do „białego metalu” w celu uniknięcia ewentualnych niezgodności spawalniczych w późniejszych fazach produkcji. 25przegląd spawalnictwa 1/2014 ry 5 tężniki po operacji szlifowania ig 5 braces after a grinding process ry 6 tężniki po operacji szlifowania ig 6 braces after a grinding process grubość blachy g, mm grubość spoiny sczepnej as, mm długość spoiny sczepnej l, mm < 15 3 20÷30 15÷30 4 30÷40 > 30 5 40÷60 ta lica i wielkość i długość spoin sczepnych w zależności od grubości materiału ta le i the size and length of positional welds depending on the thickness of a material cięcie termiczne gabarytów detali oraz ukosowanie do wykonania spoin powinno odbywać się zgodnie z technologicznymi kartami rozkroju. kąty ukosowania dla spoin czołowych powinny wynosić: – przy spoinach ½v kąt ukosowania 45÷50°; maks. 55°; – przy spoinach v kąt ukosowania 50÷60°. w przypadku spoin czołowych bez pełnego przetopu fazy należy wykonać o min. 2 mm większe od zakładanych w dokumentacji, aby zapewnić, że grubości spoin podane na rysunku zostaną dotrzymane. tak przygotowane detale poddaje się operacji prostowania. prostowanie wykonuje się na prasach hydraulicznych o nacisku 100 lub 400 ton w zależności od grubości blach z jakich wykonano poszczególne detale. po prostowaniu wszystkie detale przed przekazaniem do montażu i ewentualnej obróbki wiórowej poddawane są śrutowaniu w komorze śrutowniczej. śrutowanie wykonuje się w celu dokładnego oczyszczenia detali z rdzy, pozostałej zendry, odtłuszczenia i usunięcia pozostałych zanieczyszczeń mogących mieć niekorzystny wpływ na niezgodności spawalnicze. detale bardziej złożone technologicznie (typu tuleje, uchwyty gwintowane czy zawiesia) wymagające obróbki wiórowej przekazywane są na wydział mechaniczny w celu koniecznej obróbki mechanicznej, zaś detale z blach przekazywane są na wydział montażowy. składanie i czepianie do składania i sczepiania można stosować tylko detale zakwalifikowane przez kontrolę techniczną jako dobre – zgodne z rysunkiem konstrukcyjnym, tzn. takie, których wymiary mieszczą się w granicy tolerancji, a powierzchnie i krawędzie są wolne od zanieczyszczeń i uszkodzeń. podczas sczepiania materiałów o różnej wytrzymałości spoiwo należy dobierać do detalu wykonanego ze stali o mniejszej wytrzymałości. spoiny sczepne powinny być wykonane w ilości niezbędnej do prawidłowego ustalenia łączonych części podczas spawania oraz bezpiecznego transportu międzystanowiskowego i obracania elementów. spoina sczepna powinna charakteryzować się dobrą jakością oraz głębokim wtopieniem w materiał. podczas układania spoin sczepnych należy przyjąć następujące zasady: t = (20÷30)g ≤ 450 mm gdzie: t – podziałka spoin sczepnych, g – grubość cieńszego elementu. wielkość i długość spoin sczepnych w zależności od grubości materiału przedstawiono w tablicy i. wszystkie spoiny sczepne muszą być tak wykonane, aby mogły być integralną częścią przyszłej spoiny, nie powinny mieć pęknięć, kraterów, przyklejeń i porów. zalecane jest, aby spoiny sczepne wykonywać w pozycji podolnej (pa) oraz nabocznej (pb). przy wykonywaniu krótkich spoin sczepnych, napoin oraz podczas zajarzania łuku, ze względu na bardzo wysoką lokalną temperaturę i małą energię liniową oraz zwiększoną szybkość chłodzenia w strefie wpływu ciepła (swc) mogą powstać pęknięcia. pęknięcia te mogą być inicjatorami rozprzestrzeniania się kruchego pękania. przy grubości powyżej 20 mm niezależnie od sposobu przygotowania brzegów spoiny uzyskuje się maksymalną szybkość chłodzenia. bardzo duże szybkości chłodzenia powodują krótkie spoiny sczepne i napoiny o długości poniżej 30 mm, przy czym im krótsza spoina tym intensywniejsze chłodzenie swc [19]. zaleca się wykonywanie spoin sczepnych o grubości maks. 5 mm i długości min. 50 mm (rys. 7÷9). spoiny sczepne należy układać od środka elementu sczepnego w kierunku jego brzegów jak pokazano na rysunku 10. ry 7 spoina sczepna nieprawidłowa – zbyt krótka, poniżej 30 mm o nadmiernej grubości z kraterem i pęknięciem ig 7 an improper positional weld – too short, less than 30 mm with an excessive thickness with a crater and a fracture 26 przegląd spawalnictwa 1/2014 ry 8 spoina sczepna prawidłowa o długości min. 50 mm ig 8 a proper positional weld, minimum 50 mm long ry 9 spoiny sczepne – lewa strona nieprawidłowa, prawa strona prawidłowa (dł. min. 50 mm) ig 9 positional welds – left side improper, right side – proper (minimum 50 mm long) ta lica ii wymiary spoin sczepnych czołowych ta le ii measurements of positional butt joint welds grubość blach g, mm grubość spoiny sczepnej as, mm długość spoiny sczepnej l, mm 4÷12 3÷4 30÷40 powyżej 12 0,33 g (maks. 6) 40÷60 ta lica iii wymiary spoin sczepnych pachwinowych ta le iii measurements of positional fillet welds grubość nominalna spoiny pachwinowej a, mm grubość spoiny sczepnej as, mm długość spoiny sczepnej l, mm 2÷6 2÷3 20÷30 6÷10 3÷4 30÷40 powyżej 10 0,4 g (maks. 6) 40÷60 ry 11 kolejność wykonania spoin sczepnych pachwinowych ig 11 an order of making positional fillet welds. w przypadku układania spoin sczepnych z dwóch stron elementu należy układać spoiny na przemian z dwóch stron od środka w kierunku jego końców (rys. 11). spoiny sczepne wykonywać należy w miejscach łatwo dostępnych do wyszlifowania w przypadku ich pęknięcia. powinny one mieć wymiary: poiny czepne czołowe wymiary spoin sczepnych podano w tablicy ii. kolejność wykonywania spoin sczepnych czołowych przedstawiono na rysunku 10. poiny czepne pac winowe wymiary spoin sczepnych pachwinowych przedstawiono w tablicy iii. kolejność wykonywania spoin czepnych pachwinowych przedstawiono na rysunku 11. przy spoinach przerywanych należy wykonać spoiny sczepne w miejscach występowania spoin. sczepianie za pomocą płytek wy iegowyc i do iegowyc przy wykonywaniu spoin jednostronnych z pełnym przetopem należy stosować sczepianie za pomocą specjalnych klamer. w celu zabezpieczenia właściwej jakości spoin, na jej końcach należy stosować do sczepiania płytki wybiegowe i dobiegowe. po wykonaniu spoiny sczepne mocujące klamry należy zeszlifować. spoiny te powinny być wykonane w miejscach umożliwiających ich całkowite wycięcie w przypadku wadliwego wykonania lub pęknięcia pod wpływem naprężeń. na rysunku 12 przedstawiono sposób sczepiania płytek dobiegowych i wybiegowych do wykonania spoin jednostronnych z pełnym przetopem. ry 10 kolejność wykonania spoin sczepnych – czołowych: l – długość spoin sczepnych, mm; e – odstęp między spoinami sczepnymi (20÷30)g; g – grubość łączonych elementów, mm – max. 450 mm (tabl. i) ig 10 sequence of positional butt joints welding: l – positional weld length, mm; e – distance between positional welds (20÷30)g, g – the thickness of welded plates, mm; max. 450 mm (tab. i) ry 12 sposób sczepiania płytek dobiegowych i wybiegowych dla spoin jednostronnych z pełnym przetopem ig 12 a method of positioning run-on and run-off plates for single – side welds with a complete penetration weld 27przegląd spawalnictwa 1/2014 ry 13 sposób sczepiania klamer oraz płytek dobiegowych i wybiegowych dla spoin jednostronnych z pełnym przetopem ig 13 a method of positioning clamps and run-on and run-off plates for single – side welds with a complete penetration weld w tablicy iv podano wymiary płytek wybiegowych i dobiegowych w zależności od grubości elementów łączonych. sposób ukosowania (przygotowania) płytek wybiegowych jest identyczny jak w złączu spawanym. grubość płytek wybiegowych jest taka sama jak grubość materiału spawanego. sczepianie za pomocą płytek i klamer na rysunku 13 przedstawiono sposób sczepiania za pomocą klamer oraz płytek dobiegowych i wybiegowych do wykonania spoin jednostronnych z pełnym przetopem. grubość łączonych elementów, mm wymiary klamry l1, mm l2, mm h1, mm h2, mm grubość klamry, mm 4÷12 25 85 30 60 8 powyżej 12 40 120 40 80 10 ta lica v wymiar klamer zakładanych od strony lica spoiny ta le v a measurement of clamps installed on the face of weld lamry zakładane od trony grani poiny na rysunku 15 przedstawiono klamrę do sczepiania zakładaną od strony grani spoiny. wymiary klamer zakładanych od strony grani spoiny zamieszczono w tablicy vi. po wykonaniu spawania klamry należy odszlifować, a miejsca sczepów klamer oszlifować. ta lica vi wymiary klamer zakładanych od strony grani spoiny ta le vi a measurement of clamps installed on the back of weld ry 15 szkic klamry zakładanej od strony grani spoiny ig 15 a sketch of a clamp installed on the back of weld grubość łączonych elementów, mm wymiary klamry l mm h mm grubość klamry, mm 4÷12 80 40 8 powyżej 12 100 05 10 ta lica iv wymiary płytek wybiegowych i dobiegowych w zależności od grubości elementów łączonych ta le iv measurements of run-on and run-off plates depending on the thickness of joined elements grubość elementów łączonych g, mm długość płytki l, mm szerokość płytki s, mm 2÷4 30 25 4÷12 40 30 powyżej 12 50 40 lamry zakładane od trony lica poiny na rysunku 14 przedstawiono klamrę do sczepiania zakładaną od strony lica spoiny. wymiary klamer zakładanych od strony lica spoiny zamieszczono w tablicy v. uwaga: odległość między klamrami powinna wynosić e = (40 ÷ 50)g, gdzie g – grubość łączonych elementów. ry 14 szkic klamry zakładanej od strony lica spoiny ig 14 a sketch of a clamp installed on the face of weld w przypadku powstania wżerów w materiale podstawowym należy je zaspawać i ponownie oszlifować. miejsca naprawianych ubytków należy sprawdzić metodą magnetyczno–proszkową. po wykonaniu spoin sczepnych należy je oczyścić, natomiast te z wadami usunąć przed ułożeniem spoin właściwych za pomocą żłobienia elektropowietrznego lub przez szlifowanie. wszystkie spoiny sczepne powinny być wolne od niezgodności typu pęknięcia, pory i kratery. szeroko zczelin dopa owania szczelina między detalami przy spoinach pachwinowych może wynosić maks. 1,5 mm (rys. 16a). przy spoinach czołowych bez przetopu (rys. 16b) maksymalny odstęp między detalami może wynosić 2 mm. zbyt duży odstęp rowka ma być poprawiony przez napawanie zgodnie z kartą technologiczną naprawy opracowaną przez nadzór spawalniczy. przy spoinach pachwinowych należy dążyć do osiągnięcia szczeliny 0 mm. przy szczelinach 1,5÷2,0 mm należy zwiększyć wymiar spoiny pachwinowej (a) o 1 mm. 28 przegląd spawalnictwa 1/2014 b)a) ry 16 szczeliny między detalami: a) przy spoinach pachwinowych, b) przy spoinach czołowych bez pełnego przetopu ig 16 gaps between details: a) by fillet welds, b) by butt welds with a partial joint penetration literat ra [1] słania j., marcinkiewicz h., kiełbik m.: plan spawania elementu obudowy kopalnianej – osłony odzawałowej. przegląd spawalnictwa 2/2012, s. 6–16. [2] słania j., urbańczyk p.: technologia oraz plan spawania gazoszczelnych ścian rurowych kotła pyłowego wg normy pn – en 12952-5. przegląd spawalnictwa, 12/2009, s. 19–27. [3] słania j.: technologia spawania płyty wsporczej pojazdu gąsienicowego – dobór parametrów i obliczanie kosztów spawania. biuletyn instytutu spawalnictwa, 2/2010, s. 52–56. [4] słania j.: plan technologiczny spawania płyty gąsienicowej. przegląd spawalnictwa, 3/2010, s. 16–25. [5] słania j., kaczor t.: plan spawania zbiornika ciśnieniowego. przegląd spawalnictwa, 4/2010, s. 9–18. [6] słania j., kwiecień l., jarosiński j.: plan spawania kotłów płomienicowo-płomieniówkowych. przegląd spawalnictwa, 6/2010, s. 32–40. [7] słania j., skóra j.: plan spawania wymiennika ciepła chłodzonego powietrzem. przegląd spawalnictwa 2/2011, s. 16–22. [8] słania j.: plan spawania carg płaszcza pieca obrotowego. przegląd spawalnictwa 2/2011, s. 36–41. [9] słania j., wodecki d.: plan spawania belki poprzecznej dźwigu. przegląd spawalnictwa 2/2011, s. 30–35. przy szczelinach większych niż 2 mm, a mniejszych niż 5 mm należy dokonać naprawy przez napawanie, tak aby wielkość szczeliny mieściła się w prawidłowym zakresie. grubość strefy napawania dla spoin czołowych nie może przekraczać 5 mm. jeżeli szczelina jest większa od 5 mm, to naprawy można dokonać jedynie po uzgodnieniu z działem spawalniczym. stan przygotowania do spawania, tj. kształty geometryczne miejsca spawania i stan oczyszczenia powierzchni przed spawaniem powinny być skontrolowane przez spawacza oraz bezpośredni nadzór. ontrola dopa owania kontroler prac spawalniczych ma obowiązek prowadzić kontrolę przed przystąpieniem do spawania, w czasie procesu i po jego zakończeniu [1÷3, 7÷9, 13÷15, 19]. obowiązkiem kontrolera jest sprawdzenie wzrokowe i zarejestrowanie dopasowania elementów oraz przygotowanie do spawania, identyfikację wad powierzchniowych, zgodności odstępu rowka i geometrii fazowania z procedurami spawalniczymi (wps) i tolerancjami ustawienia elementów w linii. wszyscy kontrolerzy przeprowadzający kontrolę prac spawalniczych, a zwłaszcza prowadzący badania nieniszczące, muszą posiadać uprawnienia 2 stopnia zgodnie z wymaganiami pn-en so 9712, w prowadzonych metodach badań. [10] słania j.: istota planów spawania. przegląd spawalnictwa 2/2011, s. 3–9. [11] słania j.: plan spawania napraw bieżących kotłów parowych, wodnych i stałych zbiorników ciśnieniowych. przegląd spawalnictwa 2/2011, s. 22–30. [12] słania j., chomiuk s., dadak r.: plan spawania dla konstrukcji uzupełniającej trawresy. przegląd spawalnictwa 2/2012, s. 3–6. [13] słania j., fryc h.: spawanie pojazdów szynowych plany spawania. przegląd spawalnictwa 2/2012, s. 16–20. [14] słania j.: plan spawania stalowej kładki dla pieszych i. przegląd spawalnictwa 2/2012, s. 20–24. [15] słania j.: plan spawania stalowej kładki dla pieszych ii. przegląd spawalnictwa 2/2012, s. 24–26. [16] słania j., urbańczyk p.: technologia wytwarzania oraz plan kontroli jakości przegrzewacza pary kotła parowego wg pnen 12952-5. przegląd spawalnictwa 5/2012, s. 29–41. [17] chromik d., słania j.: plan spawania ciśnieniowego zespołu rurowego. przegląd spawalnictwa 11/2012, s. 29–32. [18] balcerzak m., słania j.: spawanie zbiornika bezciśnieniowego do magazynowania oleju opałowego. przegląd spawalnictwa 11/2012, s. 33–38. [19] słania j.: usuwanie odkształceń spawalniczych. przegląd spawalnictwa 2/2012, s. 24–26. 201410_pspaw.pdf 17przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 bezpieczeństwo eksploatacji   osi kolejowych i badania ultradźwiękowe  safety of operation of railway axles and ultrasonic tests władysław michnowski piotr machała jarosław mierzwa patryk uchroński mgr inż. władysław michnowski, mgr inż. piotr machała, mgr inż. patryk uchroński – zakład badań materiałów ultra; dr inż. jarosław mierzwa – politechnika wrocławska. autor korespondencyjny/corresponding author: piotr.machala@ultra.wroclaw.pl wprowadzenie i rys historyczny otwarcie pierwszych odcinków kolejowych w europie i na świecie wiązało się z awariami układów tocznych. jedną z osób, która podjęła kroki mające ograniczyć ich liczbę, był pracujący m.in. na dolnym śląsku august wöhler. jego pionierskie prace w zakresie zmęczenia materiałów umożliwiły projektowanie osi bardziej odpornych na awarie. nie wyeliminowało to ich jednak całkowicie. awarie układów tocznych mają charakter systematyczny i przypadkowy. awarie systematyczne to pękanie osi na skutek zmęczenia materiału. awarie przypadkowe powstają w wyniku działania różnych przyczyn (np. zatarcie łożyska, przeciążenie) i często nie jest możliwe ich wcześniejsze wykrycie. charakter dominujący mają jednak awarie systematyczne. wprowadzone ponad pół wieku temu badania nieniszczące osi miały na celu ograniczenie występujących systematycznie awarii i obejmowały badania metodami powierzchniowymi i metodą ultradźwiękową (ut). od początku badania ut były badaniami opartymi na porównaniu wskazań ze wskazaniami na wzorcu. modelem wady krytycznej było nacięcie prostopadłe do osi. po wprowadzeniu badań uzyskano istotny postęp w ograniczeniu awarii systematycznych. zaowocowało to utrzymaniem się jedynie tego podejścia po dzień dzisiejszy. wytworzyło się również powszechne odczucie, że użyty wzorzec determinuje bezpieczeństwo eksploatacji. w rzeczywistości jest to uproszczenie nie całkiem zgodne z prawdą. dzięki badaniom ut istnieje możliwość zwiększenia poziomu bezpieczeństwa eksploatacji osi w wyniku wykrycia zagrożenia, tj. początku pęknięcia zmęczeniowego. jednak prawdopodobieństwo jego wykrycia i uzyskanie istotnej poprawy niezawodności osi zależne jest również od wielu innych czynników, podanych poniżej. w niniejszym artykule omówiono te czynniki w zakresie badań ut i wskazano sposoby poprawy ich oddziaływania na niezawodność osi. streszczenie w artykule przedstawiono obecny stan badań nieniszczących osi kolejowych pełnych. podano czynniki mające istotny wpływ na badania ultradźwiękowe prowadzące do poprawy niezawodności osi. czynniki te opisano, uwzględniając stan dzisiejszy oraz zaproponowano kroki prowadzące do jego poprawy – w tym wykorzystanie nowoczesnej aparatury, przeprowadzanie analizy geometrycznej dla każdego typu osi, zobrazowania przestrzenne wyników badań, sposoby eliminacji fałszywych wskazań, usprawnienie organizacji i kontroli badań. słowa kluczowe: bezpieczeństwo, osie kolejowe, ut abstract in this article current state of non-destructive tests of railway axles is presented. significant factors that have impact on ultrasonic test that are resulting in improving reliability of axles were given. those factors were described (regarding current situation) and propositions for improvement were presented – including usage of modern devices, conducting of geometrical analysis for each type of an axle, spatial visualisation of test results, methods of elimination of false indications, improving of organization and control of tests. keywords: safety, rail axes, ut 18 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 rys. 2. przykładowy, częściowy podział osi na obszary badania. na osi zaznaczono nacięcia wzorcowe. przedstawiono rozchodzenie się wiązki i obszary badane przez 3 głowice o kątach 13, 10 i 7,5° fig. 2. exemplary, partial division of an axle into test areas. on the axle cuts are marked. ultrasonic beams and areas tested by three probes (with 13, 10 and 7,5° angles) are presented czynniki w badaniach ut mające istotny wpływ na niezawodność osi – czułość badań (stosunek amplitudy użytecznej do poziomu szumu) – geometria badania – właściwe dopasowane wzorce do typu osi – mobilność badań – czynnik ludzki (szkolenia, certyfikacja, kontrola, programy wspomagające) – archiwizacja i statystyka wyników badań – eliminacja fałszywych wskazań spowodowanych geometrią osi – eliminacja fałszywych wskazań spowodowanych przejściem fali do innej przestrzeni (np. czop – łożysko, podpiaście – koło) lub transformacją fal – zobrazowania wyników badań pomocne w identyfikacji fałszywych wskazań – nowoczesność aparatury i częstotliwość badań. – czynniki organizacyjne i ich systematyczna kontrola – statystyka na bazie danych o awariach, ich analiza czułość badań (stosunek amplitudy użytecznej do poziomu szumu) fundamentalnym warunkiem bezpiecznej eksploatacji osi kolejowych jest wykrywanie pęknięć na jak najwcześniejszym etapie ich propagacji. natomiast ograniczeniem możliwości wykrywania dowolnie małych nieciągłości są ograniczenia fizyczne metody ultradźwiękowej, tzn. możliwy do uzyskania dla każdej użytej głowicy stosunek sygnału użytecznego do szumu. usprawnienia w tym fundamentalnym obszarze dla podwyższenia stopnia bezpiecznej eksploatacji osi są domeną producentów aparatury. natomiast nie istnieją akty normatywne, które pomagałyby nabywcom selekcjonować i wybierać najkorzystniejsze oferty. dość prosty test w tym zakresie jest dostępny pod adresem (www.ultra.wroclaw. pl). zdumiewające jest to, że przestarzałe normy z epoki analogowej dotyczące aparatury ultradźwiękowej (z serii pn en 12668) nie zostały dotąd wycofane. geometria badania osi niedoceniana zarówno w obowiązujących normach do badań, jak i w potocznej praktyce jest analiza geometrii badania osi. geometria jest drugim elementem po czułości badania, który zoptymalizowany umożliwia istotny postęp w skuteczności badań i podwyższeniu stopnia bezpiecznej eksploatacji osi. współcześnie wykonanie analizy geometrycznej badania osi byłoby anachronizmem, gdyby nie było wykonywane programem komputerowym, np. autocad-em. prawdopodobnie nie jest to tematem szkolenia na żadnym kursie ut. analiza geometryczna przy użyciu takiego programu jest zupełnie oczywista. uzyskane informacje to m.in. dobór optymalnego kąta i miejsca przyłożenia głowic ultradźwiękowych, wyłączenie obszarów badania bez fizycznego sensu, przyczyny powstawania wskazań pozornych itp. znalezienie wartości optymalnych parametrów geometrycznych to pierwszy etap optymalizacji. w etapie drugim weryfikuje się je na wzorcu. w trzecim końcowym etapie optymalizacji geometrii badania są ustalane geometryczne parametry badania danego typu osi. przykład efektu końcowego podano na rysunkach 1 i 2 w postaci tarczy głowic ultradźwiękowych oraz podziału osi na obszary i przyporządkowane im miejsca przyłożenia i kąty głowic ultradźwiękowych. wprowadzenie dokładnych analiz geometrycznych (autocad) na etapach pisania norm i procedur jest powszechne, a nawet powinno być obowiązkowe. natomiast na etapie szkolenia personelu na początek wydaje się wystarczające wprowadzenie tej wiedzy i umiejętności na szkoleniu na poziomie ut3, ewentualnie ut2. rys. 1. tarcza głowic ultradźwiękowych. rozstawienie przetworników (głowic) ultradźwiękowych jest następstwem analizy geometrycznej fig. 1. disc of ultrasonic probes. arranfement of ultrasonic transducers (probes) is succession of geometrical analysis typ osi i jego wzorzec pomimo dużej ilości eksploatowanych osi ograniczona jest liczba ich typów. każdy typ osi różni się od siebie wymiarami. upoważnia to do wprowadzenia wymogu, aby dany typ osi był badany tylko z użyciem wzorca wykonanego dla osi tego samego typu. 19przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 przy kosztach pomijalnych jest to rozwiązanie bardzo korzystne. przykładami uzyskiwanych efektów są: otrzymanie kompletnego, niezmiennego opisu wzorca oraz jego planszy, ograniczona ilość zapisów kalibracji aparatury w pamięci, jednoznaczne uporządkowanie dokumentacji badań itp. są to cechy systemu cud bo wifi. mobilność i częstotliwość badań przez mobilność systemu badań rozumiemy wszystkie cechy związane z jego funkcjonalnością, łatwością obsługi i adaptacji oraz praktycznością. z wielu czynników tworzących mobilność badań omawiamy tylko jeden – zobrazowanie badań sytemu cud bo wifi. lewa górna część rysunku 3 przedstawia ekran defektoskopu (a-scan) z echem od nacięcia i krzywą dac. poniżej znajduje się rysunek osi, na którym zaznaczono pionowymi kreskami położenia nacięć wzorcowych oraz badany obszar. prawa strona reprezentuje zarejestrowane amplitudy w danym obszarze, jako procent wysokości ekranu dla badanego przekroju w funkcji kąta. rys. 3. zrzut z ekranu komputera podczas badań systemem cud bo fig. 3. screenshot during tests with cud bo wifi system archiwizacja i statystyka wyników badań współcześnie w badaniach ręcznych i zmechanizowanych osi kolejowych dominuje sposób badań, który można określić jako „historyczny”. obecny jest od początku tych badań, a jego przebieg jest następujący. do uniwersalnego defektoskopu (czasami analogowego) podłącza się głowice ultradźwiękowe normalne wraz z kątowymi nakładkami. po skalowaniu na wzorcu przystępuje się do badań określonych miejsc na obwodzie osi. wprowadzony postęp przez kilkadziesiąt lat polega ewentualnie na zastąpieniu jednej głowicy z nakładkami kilkoma głowicami o stałym kącie oraz wprowadzeniu obrotnika osi. cała dokumentacja takiego badania to zapis odręczny operatora, że dana oś jest dobra lub zła oraz podstawowe informacje np. kto, gdzie, kiedy itp. nowoczesny sprzęt projektowany jest z myślą o rejestracji całego przebiegu badania. jest to znacząca zmiana w stosunku do urządzeń stosowanych do tej pory, ponieważ pozwala na prowadzenie statystyk przeprowadzonych badań i ich wyników. wnioski z ich analizy mogą być podstawą zmian w procedurach w celu zwiększenia poziomu bezpieczeństwa. przykładem takiego rozwiązania jest system badań cud bo wifi. wynik badania przedstawiany jest we współrzędnych walcowych (rys. 4). wskazania powyżej progu akceptacji (np. nacięcia wzorcowe jak na rysunku 4) zaznaczane są kolorem czerwonym, natomiast obszary zbadane szarym. eliminacja fałszywych wskazań spowodowanych geometrią osi osie są elementami o dość skomplikowanym kształcie, a występujące krawędzie i łuki mogą być źródłem fali odbitej o dużej amplitudzie. dokładne ustalenie położenia aktualnie badanego punktu osi umożliwia ich identyfikację (w systemie cud bo wifi na rysunku 5 uwidocznione jest to jako białe paski). w tym przypadku eliminacja fałszywych wskazań jest oczywista. eliminacja fałszywych wskazań spowodowanych przejściem fali do innej przestrzeni (np. czop – łożysko, podpiaście – koło) lub transformacją fali fałszywe wskazania na osiach zabudowanych są problemem złożonym. w praktyce okazuje się, że każdy układ (oś wraz z odpowiadającymi jej łożyskami, kołami itd.) charakteryzuje się indywidualnymi fałszywymi czynnik ludzki (szkolenia, certyfikacja, kontrole) uregulowania systemowe na terenie ue na ogół uznawane są tylko badania wykonywane przez personel posiadający potwierdzenie kwalifikacji stopnia ut1, ut2 lub ut3. ponadto w badaniach zestawów kołowych wymaga się potwierdzenia kwalifikacji w sektorze utrzymania ruchu kolei. uregulowania w tym zakresie są zawarte w normie iso 9712. egzaminy i pisemne potwierdzenia kwalifikacji wydają instytucje posiadające akredytacje, np. w polsce pca. osiągnięty w polsce poziom w tym zakresie jest akceptowany przez audytorów zagranicznych od lat. natomiast w polsce nie znajduje się śladów takiej działalności audytorów w jakiejś formie zorganizowanej. czynniki subiektywne jest oczywiste, że występują, ale nie będą bliżej omawiane. 20 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 wnioski wprowadzenie badań ultradźwiękowych znacznie zmniejszyło liczbę awarii osi. dalsza poprawa stanu bezpieczeństwa uzależniona jest od postępu i rozwoju czynników podanych w pkt. 2 i opisanych w artykule. literatura [1] przewodnik vpi 09 konserwacja wagonów towarowych badania nieniszczące. [2] norma din 27201-7 stan pojazdów kolejowych – podstawy i technologie wykonania część 7: badania nieniszczące. wskazaniami. utrudnia to badania ręczne. wiarygodność badań zapewnia wcześniejsze wykonanie analizy geometrycznej oraz wykorzystanie nowoczesnej aparatury o bogatych zobrazowaniach (system cud bo wifi). identyfikacja wskazań fałszywych odbywa się w wyniku: – ustalenia na jakiej odległości wystąpiło wskazanie, – analizie, czy wskazanie występuje na całym obwodzie osi (360°). zobrazowania wyników badań pomocne w identyfikacji fałszywych wskazań podstawowym warunkiem poprawnej identyfikacji wskazań jest wiedza na temat aktualnie badanego obszaru. oprócz klasycznego ekranu a-scan operator powinien również mieć informacje na temat odległości na osi na której wystąpiło wskazanie i jego położenia kątowego (rys. 3). po zakończeniu badania identyfikacja wskazań od geometrii osi jest możliwa dzięki przedstawieniu wyników we współrzędnych walcowych (rys. 4). nowoczesność aparatury i częstotliwość badań przywrócenie badań od strony części czołowej czopa z omówionymi wyżej usprawnieniami pozwala na rys. 4. przykład wyników badania systemem cud bo wifi fig. 4. exemple of test results with cud bo wifi system zwiększenie częstotliwości badań i ma oczywisty istotny wpływ na poprawę niezawodności osi i paradoksalnie istotnie obniża koszty ich eksploatacji. czynniki organizacyjne i ich systematyczna kontrola polskie zakłady pracujące dla zagranicznych klientów poddawane są szczegółowej okresowej kontroli przez audytorów. oczywiście ma to istotny wpływ na podniesienie poziomu badań i uzyskanie wyższej niezawodności osi. nie ma w tym zakresie informacji o takich działaniach ze strony klientów polskich. statystyka na bazie danych o awariach i ich analiza wymagania dotyczące czułości badań i ich częstotliwości z powodu braku odpowiednich danych oparto na rozważaniach teoretycznych, życzeniowych lub nawet przypadkowych. obecnie możliwa jest rejestracja całego przebiegu badania. dzięki temu w pierwszej kolejności można prowadzić statystykę występowania nieciągłości. natomiast po wystąpieniu awarii (urwaniu się osi) można wykonać analizę wyników badań tej konkretnej osi. w wyniku tego możliwe będzie oszacowanie prędkości propagacji nieciągłości prowadzącej do awarii. 201113_pspaw.pdf 41przegląd spawalnictwa 13/2011 wstęp opisane w części i artykułu [1] uwarunkowania produkcyjnych badań odlewów z zastosowaniem metod ndt przybliżyły wytyczne relacji klient – odlewnia i platformę negocjacji racjonalnych warunków odbioru odlewów. wskazano na specyfikę tych relacji w zestawieniu z koniecznym synergicznym podejściem obu negocjujących stron do tych zagadnień. jako aplikację tych zasad odniesionych do badań ndt w [2] zostały przedstawione doświadczenia autorów w obszarze identyfikacji nieciągłości odlewów, dotyczące jakości odlewów z żeliwa, w odniesieniu m.in. do normy en 583-5, dedykowanej ręcznym badaniom ultradźwiękowym połączeń spawanych [3, 4], zinterpretowanych i omówionych w [5]. porównano tam również wyniki prognozowania za pomocą virtual prototyping (komputerowa symulacja procesu odlewania [6]) z wynikami badań odlewu różnymi metodami ndt. specyfikę wewnętrznych nieciągłości w odlewach należy odnieść do trzech umownych poziomów (wymiary i położenie), spowodowanych procesami zenon ignaszak uwarunkowania i perspektywy badań nieniszczących odlewów przed poddaniem ich eksploatacji, cz. ii conditions and perspectives for non-destructive testing  of castings before they service, part ii zenon ignaszak – politechnika poznańska. streszczenie w ostatnich kilkunastu latach postawiono na optymalizowanie rozwiązań technologiczno-konstrukcyjnych, stosując metody symulacji procesów odlewania i naprężeń w eksploatacji odlewów. wyniki badań nieniszczących służyły do walidacji modeli użytych w systemach symulacyjnych. w niniejszym artykule porównano stan aktualny oczekiwań wobec badań nieniszczących odlewów surowych i po obróbce, z trendami jakie pojawiają się w odlewnictwie światowym i w optymalizowaniu warunków odbioru, zgodnie z wymaganiami eksploatacyjnymi. jako przykład dla odlewu testowego belki o wymiarach 160x1600x1200 mm z nieciągłościami i bez nieciągłości, zasygnalizowano jak można wykorzystać wyniki tomografii ut-3d (phased array) do identyfikacji rzeczywistego rozkładu nieciągłości oraz jak można to uwzględnić podczas obliczeń symulacyjnych. umożliwia to precyzyjniejsze szacowanie mapy naprężeń i wskazuje realną drogę do efektywnego zoptymalizowania konstrukcji odlewu i technologii odlewania. abstract during over a dozen years the technological solutions to optimize the design using the method of casting process and stress simulation in the casting life were realized. the ndt results were used to validate models used in simulation systems. this article compares the current state expectations for non-destructive testing of raw castings and after machining with the trends emerging in the global foundry industry, and optimizing the conditions for acceptance in accordance with operational requirements. as example, for the test beam casting (dimensions – 160x160x1200 mm), with discontinues and without discontinues occurrence, were signalized how it can be exploit the ut-3d tomography (phased array) results to determine the real discontinues distribution and how it can be consider in stress simulation during exploitation period. it enables more accurate estimation of stresses map and indicates real way to effective castings construction and technology optimization. 42 przegląd spawalnictwa 13/2011 skurczowymi, powiązanymi z wydzielaniem rozpuszczonych w ciekłym metalu gazów, np. wodoru. mechanizmy i morfologia frontu krystalizacji decydują o pierwotnych strukturach odlewu, a także o strukturach stref szwów spawalniczych, powstałych ze stanu ciekłego. należy wymienić: – poziom i – rozproszone mikroporowatości międzydendrytyczne, wyizolowane, nie tworzące łańcucha ciągłego, o rozmiarach rzędu mikronów, spowodowane istnieniem oporów względem zasilającego przepływu kapilarnego między ramionami tego samego dendrytu (poziom ścisłości traktowany jako akceptowalny, właściwy odlewaniu grawitacyjnemu, przekładający się na standardowe właściwości mechaniczne wykonywanych wyrobów odlewanych za pomocą tej technologii) – odlew jest „zdrowy” (acceptable soundness), – poziom ii – mikroporowatości między blokami dendrytów (ziaren), widoczne niekiedy okiem nieuzbrojonym, nakładające się na mikroporowatości poziomu i, wynikające z dużego oporu przepływu kapilarnego między dendrytami, powodujące lokalny dalszy spadek charakterystyk mechanicznych, w odniesieniu do wartości normatywnych, – poziom iii – makroporowatości (ewidentne pustki i skrajnie – jamy skurczowe), powstające w miejscach izolowanych tzw. węzłach cieplnych, w skali makro, wynikające z odcięcia zasilania zwanego masowym (to zasilanie istnieje do momentu osiągnięcia przez gęstwę strefy ciekło–krystalicznej wartości tzw. krytycznego ułamka fazy stałej – fs cr), powyższe sformułowania dotyczące przyczyn porowatości, w których wyeksponowano zjawiska skurczowe, należy poszerzyć o porowatości wywołane desorpcją rozpuszczonych w ciekłym metalu gazów. zdarza się, że określenie zjawiska wiodącego napotyka na trudności (odlewy al). w [6, 7] rozważano temat identyfikacji wad w odlewach żeliwnych, starając się wykazać, że pewne zawarte w odbitym sygnale ultradźwiękowym informacje, jako formie „odpowiedzi” materiału odlewu, nie są wystarczająco eksploatowane i wykorzystane. podstawową normą stosowaną w praktyce odlewów ze stopów żelaza do definiowania kryteriów jakości na podstawie wyników badań nieniszczących ut jest en 12680. często odbiorca nie jest przygotowany nawet na uzasadnienie tam istniejącego, uproszczonego definiowania wymaganej jakości. znane są przypadki, kiedy „odkrycie” podczas obróbki skrawaniem wady „dopuszczalnej” na wynegocjowanym poziomie jakości pod względem kryteriów „ultradźwiękowych” wg normy en 12680, powoduje odmowę akceptacji odlewu i stanowi podstawę do renegocjacji warunków odbioru, najczęściej ze stratą finansową dla odlewni. do oceny stanu wad wewnętrznych w odlewach żeliwnych stosuje się także metodę porównawczą rt – astm e802. wygląd wad na radiogramie odlewu rzeczywistego z żeliwa odbiega zdecydowanie od wad na wzorcowym radiogramie astm e802 (inne rozłożenie i intensywność nieciągłości). fakt ten powoduje, że odlewnie żeliwa zmuszone są do korzystania z normy (i atlasu) wad dla odlewów staliwnych (np. astm e280), i do niego odnoszą rodzaje i klasy wad. praktycznie wszyscy klienci odlewni żeliwa, którzy jako metodę ndt obrali badania radiograficzne powołują się na tę normę, przechodząc do porządku dziennego nad tym faktem. proponowana w [8, 9] procedura polega na uściśleniu kwantyfikacji metody rt wg astm i wykorzystaniu programu do analizy obrazu do porównawczej oceny stopni szarości poszczególnych miejsc na radiogramach (rozłożenie na dwuwymiarowym obrazie rt z wadami nieciągłości – porównanie zaciemnień na radiogramie wzorca astm i radiogramie ocenianego odlewu). jednocześnie trzeba się zgodzić, że jest to tylko formalna próba kwantyfikacji (por. dyskusja podczas 38 kkbn, [10]), która musi być poparta wiedzą technologiczną operatora rt lub/i specjalisty technologa. nowe kierunki obserwowane w produkcyjnych badaniach nieniszczących odlewów odnosząc się do metod ndt (wizualnych, ultradźwiękowych, radiologicznych, magnetyczno-proszkowych, prądów wirowych, termograficznych, akustycznych, ciśnieniowych prób szczelności) jakie były i pozostają najbardziej rozpowszechnione w odlewnictwie, należy zauważyć, że pod względem metodycznym kierunki rozwoju wiążą się ściśle z dostępnością do nowych rozwiązań aparaturowych. istota i podstawy fizyczne badań pozostają niezmienne. rozwój idzie w kierunku nowych nośników informacji (sygnałów), ich akwizycji i rejestracji, szybkości przeprowadzania operacji kontrolnych, rozdzielczości i czytelności obrazu, budowaniu baz danych o wyrobie, skojarzonych w ramach systemów data mining [11]). przykładem może być wyposażenie służące do realizacji badań za pomocą aparatu phased array (pha). metoda ta zaliczana do tomografii ultradźwiękowej rozwinęła się w obszarze badań eksploatacyjnych i sprawdza się m.in. w wykrywaniu pęknięć wałów turbin i innych nieciągłości wynikłych z warunków eksploatacji wyrobów technicznych [12, 13]. zastosowania są widoczne także w badaniach eksploatacyjnych tak odpowiedzialnych konstrukcjach jak obiekty w lotnictwie [14]. w odlewnictwie pha daje nowe możliwości i jest symptomem nowoczesności w tej aplikacji. szerzej omówiono te zagadnienia w [15÷17]. ostatnio otrzymane wyniki pha określenia wymiarów przestrzeni nieciągłości pochodzenia skurczowego [18] wykorzystano w badaniach zasygnalizowanych w kolejnym rozdziale. przykładem zastosowań nowoczesnej techniki do badań odlewów jest bezsprzecznie tomografia rt. 43przegląd spawalnictwa 13/2011 jest stosowana przeważnie do odlewów ze stopów lekkich (na bazie al, mg), generalnie dość sporadycznie (koszt aparatury, czas pełnego badania, zwłaszcza dla długich czasów ekspozycji na jeden obraz), choć jej ewidentnym zaletom nie można zaprzeczyć. w [19 i 20] można znaleźć charakterystykę zastosowań w odlewnictwie i opis sposobów rozpoznawania nieciągłości. w [8, 21] opisano propozycje wykorzystania takich wyników do dalszych badań korelacji nieciągłości dopuszczalnych i lokalności eksploatacyjnego wytężenia materiału. kierunek nowoczesności w efektywnym stosowaniu badań nieniszczących nie musi być związany tylko z zakupem drogiej aparatury, lecz z właściwym podejściem do procedur wykrywania nieciągłości, interpretacji nieciągłości i ich napraw. na rysunku 1 przedstawiono przykład lokalizacji pęknięć (metoda magnetyczno-proszkowa) i napraw spawalniczych w ciężkich odlewach staliwnych dla przemysłu energetycznego. tego typu badania na obecność wad typu „hot tears”, czyli rozerwania w stanie stało-ciekłym i ich naprawa, powinny być wykonane w odlewni, a nie u klienta [22, 23]. charakter tych pęknięć wynika z opisów umieszczonych na rysunku 1. również na tym rysunku podano przykład (z badań własnych) naprawy bardzo głębokiego pęknięcia (po wyżłobieniu materiału wokół tej wady), co było wykonane jeszcze w odlewni. cały odlew był następnie poddany pełnej obróbce cieplnej (normalizacji, w warunkach przyspieszonego oddawania ciepła i odpuszczaniu). klienci zamawiający odlewy tego typu nie dysponują najczęściej takim wyposażeniem, aby zagwarantować właściwą strukturę po tego rodzaju naprawie odlewu. kwestia kosztu wykonania pełnych badań jakości odlewu surowego wg wymagań warunków odbiorowych wchodzi także w zakres negocjacji odlewnia – klient. tolerance of damage w odlewnictwie w aspekcie wirtualizacji konstruowania i optymalizacji technologii odlewania obecne od pewnego czasu w dziedzinie nauk o materiałach pojęcie materiału z gradientem właściwości – tej lokalności nadały rangę wymogu nobilitującego cechy użytkowe wyrobu. może to prowadzić nawet do obniżenia kosztu wytwarzania: podniesienie jakości w strefach o wysokich wymaganiach eksploatacyjnych, co uzyskać można na drodze celowego i dopuszczalnego obniżenia jakości w strefach wyrobu, gdzie wymagania ze względu na obciążenia (naprężenia) i środowisko pracy wyrobu są zredukowane do udokumentowanego minimum. powyższy wywód należy łączyć z zagadnieniem tolerance of damage (dopuszczenie wadliwości wyrobu) co jest terminem odnoszącym się do odporności na propagację uszkodzeń struktury (pochodzących z etapu produkcji lub/i eksploatacji) podczas użytkowania wyrobu. termin ten wywodzi się z inżynierii kosmicznej (aerospace engineering) i polega na akceptacji rzeczywistej struktury odbiegającej od struktury doskonałej (doskonałej – w sensie technicznych możliwości jej uzyskania). przy prawidłowym nadzorze procesów wytwórczych i eksploatacyjnych (kontrola jakości, polityka remontowa) doprowadza się do wykrywania i naprawy incydentalnych uszkodzeń, śladów korozji i pęknięć zmęczeniowych, co chroni przed groźnymi dalszymi uszkodzeniami. tolerance of damage zwana też „fail safe”, jest stosunkowo nową zasadą projektowania i wymaga, aby konstrukcja była w stanie oprzeć się trybowi uszkodzeń rys. 1. typowe pęknięcia w strefie stało-ciekłej podczas krzepnięcia ciężkich odlewów staliwnych. i – naprawy spawalnicze surowego odlewu a wykonane po badaniach ndt przez klienta zamiast w odlewni (www.e-energetyka.pl, 2005), ii – schemat pobrania próbki i badania strefy pęknięcia – dowód na kwalifikację „hot tears”, iii – przykład naprawy przez napawanie głębokiego pęknięcia surowego odlewu b o masie 25 ton (po usunięciu strefy wokół pęknięcia, z kontrolą mt) fig. 1. typical cracks in the solid-liquid zone during solidification of heavy-section casting of cast steel; i – repair welding of raw casting a made after ndt testing by client in stead of foundry (www.e-energetyka.pl, 2005), ii – scheme of sampling and testing of fracture zone – the proof of the „hot tears” classification, iii – an example of repairing the surfacing by welding of deep cracks in the raw casting b weighing 25 tons (after removal of the zone around the cracks, with the control of mt) 44 przegląd spawalnictwa 13/2011 z powodu zmęczenia materiału, w najbardziej prawdopodobnych lokalizacjach. ta filozofia przenosi się coraz szerzej do dobrych europejskich odlewni, we współpracy z klientami [24, 25] i obejmuje następujące okoliczności eksploatacji wyrobów (materiałów): rys. 2. schemat położenia nieciągłości w przestrzeni próbki wyciętej z grubościennego bloku o grubości 180 mm, odlanego z żeliwa sferoidalnego oraz identyfikacja ilościowa za pomocą klasycznej metody rt (u góry) oraz u dołu – wizualizacja modelu wady (2d – z lewej i 3d – z prawej) uzyskanego metodą pha, z wyodrębnieniem dwóch progów detekcji nieciągłości [18] fig. 2. schematic location of discontinuity in the space of a sample of heavy-walled block 180 mm thick, ductile cast iron, and the quantitative identification with the use of the classical rt method (top) and visualization of defects model (bottom: left 2d and right) obtained by pha, with separation of the two thresholds detection of discontinuity [18] rys. 3. belka 160x160x1200 mm z przestrzenną porowatością odpowiadającą wielkości nieciągłości w odlewie rzeczywistym z żeliwa sferoidalnego (rys. 2) i zmienną lokalizacją na grubości belki (i i tablica ii), iii – schemat obciążenia (przyjęto 118 ton/m2, zgodnie z warunkami dla odlewu dennicy kruszarki) [26] fig. 3. 160x160x1200 mm beam with a three-dimensional porosity corresponding to the size of discontinuity in the casting of ductile cast iron (fig. 2) and variable location on the thickness of the beams (i and ii), iii load diagram (118 ton/m2, in accordance the conditions for casting crusher bottom) [26] rys. 4. mapy naprężeń i wartości δkth (δkth – threshold stress intensity factor) w analizowanej belce. trzy przypadki sterowanej położeniem ochładzalników (chils) lokalizacji nieciągłości, odniesione do dopuszczalnych wartości stosowanych w metodzie lov (loss of volume) i w metodzie lefm (linear elastic fracture mechanics). skala naprężeń: ±60 mpa. dla nieciągłości przestrzennych typu porowatość skurczowa metoda lefm jest bardziej rygorystyczna niż metoda lov [26] fig. 4. maps of the stress and the δkth (δkth – threshold stress intensity factor) in the analyzed beam. three cases of controlled location of chils in accordance to discontinuity location, related to limit values used in the method of lov (loss of volume) and the method of lefm (linear elastic fracture mechanics). stress scale: ± 60 mpa. for three-dimensional discontinuity of porosity, the lefm method is more rigorous than the lov method [26] – odpowiednio wczesne wykrywanie nieciągłości, z oceną granic ich dopuszczalności, począwszy od etapu badań produkcyjnych (odbiorowych) i później podczas całego okresu eksploatacji, aby nie dopuścić do nieprzewidzianego zniszczenia obiektu, – zdefiniowana odporność na zmęczenie przy danym obciążeniu eksploatacyjnym (niekiedy z włączeniem możliwości przybliżenia do zaistnienia katastroficznych przeciążeń konstrukcji), – oszacowany wpływ poziomu naprężeń własnych po poddaniu konstrukcji eksploatacyjnemu obciążeniu zmęczeniowemu. na rysunku 2 pokazano wynik badań metodą pha wycinka odlewu ciężkiego z żeliwa sferoidalnego. oszacowano w ten sposób przestrzenne położenie wady (nieciągłości), które następnie można wprowadzić do pliku geometrii 3d odlewu (stl, iges, step) i poddać badaniu symulacyjnemu pod obciążeniem jakiemu odlew będzie podlegał podczas eksploatacji. na rysunku 3 i 4 przedstawiono wyniki takiej procedury, która jest aktualnie rozwijana [26]. 45przegląd spawalnictwa 13/2011 podsumowanie w artykułach autor wykorzystał swoje wieloletnie doświadczenie współpracy ze znaczącymi odlewniami europejskimi, w których zasada synergii przyświeca nowoczesnym trendom w optymalizacji produkcji i doskonaleniu jakości odlewów. w zasadzie sprowadza się to do opisanych działań wychodzących naprzeciw zasadzie tolerance of damage i wiąże się z uwarunkowaną technologicznie specyfiką wyrobów odlewanych. odnosi się do granic osiągalnych lokalnych właściwości mechanicznych odlewów. wskazano na nieuchronność ilościowego uwzględniania tej literatura [1] ignaszak z.: uwarunkowania i perspektywy badań nieniszczących wyrobów kształtowanych ze stanu ciekłego przed poddaniem ich eksploatacji. cz.i. artykuł przygotowany na 40 kkbn, warszawa, 2011. [2] ignaszak z., ciesiółka j.: identyfikacja wad nieciągłości w odlewach żeliwnych w aspekcie warunków odbioru i kryteriów jakości. materiały x seminarium nieniszczące badania materiałów zakopane, 16-19 marca 2004. [3] norma en 583-5 „nondestructive testing – ultrasonic examination – part 5: characterization and sizing of discontinuities. [4] norma en 1713 „non destructive examination of welds – ultrasonic examination – characterization of indications in welds”. [5] deputat j.: ocena rodzaju wad w ręcznych badaniach ultradźwiękowych. proceedings konferencji badania nieniszczące. zakopane 11-14.03.2003, s. 23-36. [6] ignaszak z., ciesiółka j.: wirtualne prognozowanie jakości odlewów w aspekcie kontroli metodą ultradźwiękową. proceedings – vii seminarium nieniszczące badania materiałów”, 14-16 marzec 2001, zakopane, s. 8.1-8.30. [7] ignaszak z., ciesiółka j.: wybrane aspekty powiązań problematyki jakości odlewów w inżynierii wirtualnej i w kontroli ultradźwiękowej. proceedings – viii seminarium badania nieniszczące. zakopane 2002 , s. 99-115. [8] ignaszak z., popielarski p., krawiec k.: contribute to quantitative identification of casting defects based on computer analysis of x-ray images. arch.of foundry eng, volume 7 issue 4/2007, s. 89-94. [9] ignaszak z., popielarski p., krawiec k.: zastosowanie metod komputerowej analizy obrazu radiograficznego do ilościowej identyfikacji wad typu shrinkage. proceedings 38 krajowej konferencji badań nieniszczących, „synergia teorii i praktyki w służbie jakości”, poznań-licheń, 20-22.x.2009. [10] mackiewicz s.: głos w dyskusji na temat [16]. 38 kkbn, poznań-licheń, 2009. [11] sika r., ignaszak z.: data acquisition in modeling using neural networks and decision trees. arch.of foundry eng, volume 11, issue 2/2011, s. 113-122. [12] bobrowski p., kopeć a.: phased array – metoda na miarę potrzeb diagnostyki w energetyce, energetyka, 4, 2007. [13] lipnicki i inni: zaawansowane badania diagnostyczne wirników turbin energetycznych techniką phased array na przykładzie badania kształtowych elementów mocowania łopatek. proceedings – xvii seminarium nieniszczące badania materiałów, zakopane, 8-11 marca 2011. [14] dragan k.: zastosowanie głowic phased array w diagnostyce konstrukcji lotniczych. proceedings – xvii seminarium nieniszczące badania materiałów, zakopane, 8-11 marca 2011, [15] ignaszak z., bobrowski p., ciesiółka j.: phased array w odlewnictwie nowe możliwości identyfikacji nieciągłości. proceedings – xvi seminarium nieniszczące badania materiałów, zakopane, 9-12 marca 2010. [16] ignaszak z., bobrowski p., ciesiółka j., kopeć a.: porównanie badań radiograficznych i ultradźwiękowych phased array próbki odlewu z porowatością rozproszoną. proceedings – 38 krajowej konferencji badań nieniszczących, „synergia teorii i praktyki w służbie jakości”, poznań-licheń, 20-22.x.2009. [17] praca zbiorowa: detection comparative des dicontinuites par les methodes us: classique et phased array. raport z badań zrealizowanych w jednej z odlewni francuskich. 2009. [18] ignaszak z., bobrowski p., ciesiółkaj.: wykorzystanie danych z badań ultradźwiękowych do realizacji przestrzennego modelu wady. artykuł niepublikowany. archiwum prac laboratorium cad/ cae i zakładu odlewnictwa, itmat pp, styczeń-marzec 2011. [19] herold f.: image registration combining digital radiography and computer-tomography image data. 17th world conference on nondestructive testing, 25-28 oct 2008, shanghai, china. [20] navalgund m. i inni: systematic approach for validation of x-ray automatic defect recognition systems, aip conference proceedings, volume 894, pp. 1847-1854, march 21, 2007. [21] ignaszak z.: validation problems of virtual prototyping systems used in foundry for technology optimization of ductile iron castings, advances in integrated design and manufacturing in mechanical engineering, springer idmme 06 proceedings, 2007 (rozdział w książkowym wydaniu springera). [22] ignaszak z., popielarski p., krawiec k.: contribute to quantitative identification of casting defects based on computer analysis of x-ray images. arch.of foundry eng, volume 7 issue 4/2007, s. 89-94. [23] trzeszczyński j.: uszkodzenia kadłubów turbin i komór zaworowych wywołane przez wady odlewnicze. energetyka 1997, nr 9, s. 412-415. [24] ignaszak z., ciesiółka j.: specyfika badan nieniszczących i oceny dopuszczalności wad w odlewach. proceedings – xv seminarium nieniszczące badania materiałów, zakopane, 10-13 marca 2009. [25] ignaszakz.: wybrane aspekty „tolerance of damage” w projektowaniu i eksploatacji wyrobów odlewanych. proceedings 38 krajowej konferencji badań nieniszczących, „synergia teorii i praktyki w służbie jakości”, poznań-licheń, 20-22.x.2009. [26] piekło j., maj m.: ocena trwałości odlewu ze stopu ak9 w warunkach obciążeń zmiennych. proceedings – jubileuszowa konferencja 60-lecia wydziału odlewnictwa agh, kraków – 10, 11 czerwca 2011 r. [27] ignaszak z., popielarski p., hajkowski j., prunier j-b.: problem of acceptability of internal porosity in semi-finished cast product as new trend – “tolerance of damage” present in modern design office. przyjęty w journal of defect and diffusion forum vols. 312-315 in 2011 with the title diffusion in solids and liquids vi. lokalności właściwości mechanicznych w nowoczesnym projektowaniu. dotyczy to struktur i ich patologii w wyrobach, które powstają bezpośrednio na drodze krystalizacji z ciekłego stopu. powinno mieć to ścisły związek z formułowaniem warunków odbioru odlewów. w artykule zasygnalizowano przykład wykorzystania w tym celu wiedzy z dziedziny mechaniki pękania. takie podejście inspiruje konstruktorów i technologów do opracowań innowacyjnych i postępu w uwzględnieniu gradientu właściwości w odlewie i jego eksploatacyjnych zadań wytężeniowych. 201312_pspaw_25gt.pdf 88 przegląd spawalnictwa 12/2013 dominik kukla justyna szlagowska–spychalska paweł grzywna andrzej zagórski identyfikacja uszkodzenia zmęczeniowego stopu aluminium 2017 na podstawie pomiarów konduktywności conductivity measurements to the identification  and location of fatigue failure in the aluminum   alloy 2017 dr inż. dominik kukla, dr inż. paweł grzywna – pan, dr inż. justyna szlagowska–spychalska, mgr inż. andrzej zagórski – politechnika warszawska, abstract the research have focused on the use of conductivity measurements to the identification and location of fatigue failure in the aluminum alloy 2017 samples. monitoring changes in conductivity at selected points of the samples, following subsequent tensile load, have revealed the decrease in conductivity in place of the initiation and development of damage, before the cracks sample. significant changes in conductivity occur in the last stage and the associated fatigue are likely to be a local plastic deformation accompanying the development of cracks dominant. tests performed on samples cut from the rolled sheet with a thickness of 1, 2 and 3 mm treated with a cyclic tensile stress. conductivity was carried out several times, the key sequence cycles in seven locations on both sides of the sample, allowing the location of fatigue damage streszczenie zaprezentowane badania skupiały się na ocenie możliwości wykorzystania pomiarów konduktywności do identyfikacji i lokalizacji uszkodzenia zmęczeniowego w próbkach ze stopu aluminium 2017. monitorowanie zmian przewodności w wybranych punktach próbki po kolejnych cyklach obciążeń rozciągających pozwoliło stwierdzić spadek tego parametru w miejscu powstania i rozwoju uszkodzenia, prowadzącego do pęknięcia próbki. istotne zmiany przewodności występują w ostatnim etapie zmęczenia i są związane prawdopodobnie z lokalnym odkształceniem plastycznym towarzyszącym rozwojowi pęknięcia dominującego. testy prowadzono na próbkach wyciętych z blachy walcowanej o grubości 1, 2 i 3 mm poddanych cyklicznym obciążeniom rozciągającym. pomiar konduktywności realizowany był kilkakrotnie, po zadanej sekwencji cykli, w siedmiu miejscach po obu stronach próbki, co umożliwiło na lokalizację uszkodzenia zmęczeniowego. materiał i metodyka badania badania wykonano na próbkach płaskich, pobranych z blachy walcowanej o grubości 1, 2 i 3 mm, po obróbce cieplnej i naturalnemu starzeniu. geometria i wymiary próbek (rys. 1) zostały zaprojektowane tak, aby możliwy był pomiar konduktywności z zastosowaniem miernika i sondy sigmatest firmy ferster. parametry wyznaczone w statycznej próbie rozciągania (rys. 2) pozwoliły dobrać zakres amplitudy naprężenia w testach zmęczeniowych od 200 do 300 mpa, tak aby obciążenia nie przekroczyły granicy plastyczności i badania miały charakter wysokocyklowy. badania wykonano na 6 próbkach (po 2 z każdej grubości) o geometrii przedstawionej na rysunku 1. 89przegląd spawalnictwa 12/2013 badania wytrzymałościowe (statyczne i dynamiczne) wykonano na maszynie wytrzymałościowej mts 858, z zakresem siły osiowej +/-25 kn. do pomiaru przemieszczenia użyto ekstensometru wzdłużnego firmy mts zamontowanego na próbce specjalnymi uchwytami, jak pokazano na rysunku 3. próby zmęczeniowe przeprowadzono dla 11 próbek, każdej z trzech grubości, poddając je obciążeniom cyklicznym w zakresie od 200 do 300 mpa ze skokiem co 10 mpa. przebadano więc po 33 próbki. podczas badań zmęczeniowych zatrzymywano obciążenie w sekwencjach co 10 000 cykli i przy zerowej sile dokonywano pomiarów konduktywności według schematu przedstawionego na rysunku 4a. pomiary wykonywano miernikiem konduktywności sigmatest firmy ferster w 7 miejscach każdej próbki, rys. 1. geometria i wymiary próbek do badań fig. 1. the geometry and dimension of the test samples rys. 2. wyniki statycznej próby rozciągania próbek ze stopu 2017 fig. 2. static tensile test results of alloy samples 2017 rys. 3. próbka w uchwycie maszyny z zamocowanym ekstensometrem fig. 3. photo of sample in the machine holder with extensometer według szkicu pokazanego na rysunku 4b. pomiar w punkcie części chwytowej, oznaczonym „0”, pozwalał uzyskać wartość odniesienia, dla materiału nieuszkodzonego, przy założeniu, że w tym miejscu materiał nie ulega procesowi degradacji zmęczeniowej, co wynika z geometrii próbki. wykonanie pozostałych 6 pomiarów wynikało z faktu inicjowania uszkodzenia w różnych miejscach próbki, tzn. w obszarze górnej redukcji przekroju (punkty 1, 4), w środku części pomiarowej (punkty 2, 5) oraz w obszarze dolnej redukcji przekroju (punkty 3, 6). pomiary wykonano po obu stronach każdej próbki celem wykazania lokalnego spadku konduktywności w miejscu uszkodzenia, a nie wiadomo było, gdzie się ono rozwija. a) b) rys. 4. szkic procedury wykonania pomiaru konduktywności w teście zmęczeniowym: a) sekwencje pomiaru b) miejsca pomiaru fig. 4. outline procedures to measure the conductivity of the fatigue test: a) the measurement sequences b) place of the measurement wyniki badań na podstawie wykonanych pomiarów można stwierdzić lokalny spadek konduktywności materiału próbki w końcowym etapie procesu zniszczenia poprzedzającym pęknięcie próbki (rys. 5). przedstawiono zmiany przewodności mierzonej w tych punktach w kolejnych cyklach obciążenia zmęczeniowego. zmiany konduktywności materiału próbki pojawiają się w ostatnim etapie obciążenia, kiedy rozwój pęknięcia dominującego prowadzi do dekohezji. zmiany te mają charakter lokalny, ale nie powierzchniowy, widoczne są bowiem tylko w jednym punkcie pomiarowym, ale po obu stronach próbki. efekt ten występuje niezależnie od grubości próbki i wskazuje na to, że proces degradacji zainicjowany lokalnie ma charakter objętościowy. 90 przegląd spawalnictwa 12/2013 rys. 5. wykresy zmienności konduktywności wybranych próbek w kolejnych cyklach obciążenia zmiennego, mierzonej przy częstotliwości 240 oraz 960mhz dla trzech grubości blach fig. 5. graphs of conductivity variation of selected samples in subsequent cycles of louding, measured at a frequency of 240 and 960 mhz for the three plate thicknesses podsumowanie zastosowanie pomiarów konduktywności stopu aluminium 2017 do oceny stopnia degradacji zmęczeniowej doprowadziło do stwierdzenia występowania zależności tego parametru od zmian mikrostrukturalnych towarzyszących procesowi uszkodzenia wywołanego cyklicznym obciążeniem, ale dopiero na etapie rozwoju pęknięcia. można przypuszczać, że zmiany te mają związek ze zmianami stanu naprężenia próbek wokół karbów strukturalnych wywołanych zmęczeniem. wskazuje na to fakt, że spadek wartości przewodności rejestrowany w obszarze lokalizacji uszkodzenia próbki jest podobny po obu jej stronach, czyli dotyczy całego przekroju próbki. 91przegląd spawalnictwa 12/2013 podziękowanie badania zaprezentowane w artykule zostały sfinansowane przez narodowe centrum nauki w ramach projektu badawczego własnego nn 507217940 „opracowanie metod diagnozowania odpowiedzialnych elementów konstrukcyjnych statków powietrznych z wykorzystaniem metody prądów wirowych i metody modelowania sygnałów elektromagnetycznych” oraz przez narodowe centrum badań i rozowju w ramach projektu celowego nr 6 zr7 2009 c/07352 pt. „opracowanie technologii i uruchomienie produkcji kokilowych, w tym rdzeniowanych, odlewów ze stopów alsi7mg i alsi10mg przeznaczonych do budowy nowej generacji osprzętu wyłączników wysokiego napięcia pracujących w środowisku sf6”. literatura [1] kukla d.,dietrich l. ,ciesielski m.: ocena stopnia uszkodzenia eksploatacyjnego materiału rurociągu parowego na podstawie analizy zmian właściwości zmęczeniowych i mikrostruktury, vi międzynarodowe sympozjum mechaniki materiałów i konstrukcji, augustów, 30 maja 2 czerwca 2011. [2] g. socha, experimental investigation of fatigue cracks nucleation, growth and coalescence in structural steel, int. j. fatigue, 25, 2003, 139-147. [3] d. kukla, l. dietrich, z. kowalewski, p.grzywna: ocena rozwoju uszkodzeń zmęczeniowych w stalach eksploatowanych w energetyce – li kongres mechaniki polskiej poznań – sierpień 2011-10-17. [4] kukla d.,dietrich l. ,ciesielski m.: ocena stopnia uszkodzenia eksploatacyjnego materiału rurociągu parowego na podstawie analizy zmian właściwości zmęczeniowych i mikrostruktury, acta mechanica et automatica, vol. 5 no. 3 (2011) s. 55-60. [5] kukla d., grzywna p., dietrich l.; the development dynamics of the located fatigue failure in the porous silumin 28 danubia adria symposium, siofok-hungary, september 2011 materiały konferencyjne, s. 61. wykaz recenzentów artykułów naukowych opublikowanych w miesięczniku naukowo-technicznym przegląd spawalnictwa w 2013 roku prof. andrzej ambroziak prof. alexander i. balitskii prof. marek blicharski prof. janusz ćwiek prof. dariusz golański prof. leonard runkiewicz prof. jacek senkara prof. ryszard sikora prof. jacek słania prof. eugeniusz turyk prof. jasiński walenty prof. andrzej winiowski prof. anna zielińska-lipiec dr hab. inż. piotr bała dr hab. inż. tomasz chady dr hab. inż. jerzy kaszyński dr hab. inż. jacek szelążek dr inż. piotr białucki dr inż. dariusz fydrych dr inż jacek haras dr inż. grzegorz jezierski dr inż. paweł kołodziejczak dr inż tomasz kozak dr inż. tomasz kozieł dr inż. beata majkowska dr inż. ryszard pakos dr inż. tomasz pfeifer dr inż. tomasz piwowarczyk dr inż. anna pocica dr inż. grzegorz rogalski dr inż. adam sajek dr inż. tomasz urbański dr inż. aneta ziewiec dipl.-inf. hannelore wessel-segebade mgr inż. bogdan piekarczyk mgr inż. jędrzej hlebowicz mgr inż. marek lipnicki artykuły w miesięczniku przegląd spawalnictwa były recenzowane w 2013 r. przez członków komitetu recenzentów w składzie: dipl. ing. pawel baryliszyn, dr inż. hubert drzeniek, prof. nikolaos gouskos, prof. jolanta janczak-rusch, prof. andrzej kolasa, prof. jerzy łabanowski, prof. mirko sokovic, prof. edmund tasak, prof. johannes wilden, oraz przez zaproszonych recenzentów zewnętrznych: ps 9 2017 www.pdf 22 przegląd  spawalnictwa vol. 89 9/2017 zastosowanie metody taguchi w spawalnictwie application of taguchi method in welding technology mgr inż. małgorzata ostromęcka – politechnika warszawska. autor korespondencyjny/corresponding author: malgorzata@ostromecka.pl streszczenie metoda taguchi jest stosowana przy planowaniu eksperymentu do optymalizacji wybranych parametrów spawania w celu poprawy jakości złączy. w opracowaniu przedstawiono przegląd aktualnej literatury dotyczącej metodyki taguchi wykorzystanej w różnych procesach spawalniczych. słowa kluczowe: optymalizacja; metoda taguchi; spawalnictwo abstract taguchi method is used as a statistical design of experiment technique for optimizing selected welding parameters in terms of improvement of the weld quality. the present study reviews current literature on the taguchi methodology applied for various welding processes. keywords: optimization; taguchi method; welding technology  wprowadzenie procesy spawalnicze są powszechnie stosowane do wytwarzania wielu rodzajów wyrobów. w niektórych przedsiębiorstwach stanowią one podstawowe procesy produkcyjne. określenie wymagań dotyczących jakości dla procesów spawania jest niezmiernie ważne, ponieważ jakość tych procesów nie może być łatwo weryfikowana, a skutki usunięcia wykrytej wady mogą generować olbrzymie koszty i opóźnienia. kontrola i badania jakości pozwalają wykryć wadliwe warunki spawalnicze tylko po ich wystąpieniu. z tego powodu konieczne jest stosowanie działań zapobiegawczych w postaci sterowania tymi parametrami procesu, które mogą powodować obniżenie jakości lub jej brak. norma iso 9001 zwraca uwagę na procesy specjalne, które muszą być monitorowane i nadzorowane w sposób ciągły w celu spełnienia określonych wymagań jakościowych. dotyczy to w szczególności tych parametrów wyrobu, których pomiary są kosztowne lub trudne do wykonania, a także w przypadku wyrobu lub wyników procesu, które nie mogą być w pełni sprawdzone przez późniejsze kontrole i badania. spawanie zostało uznane jako proces specjalny, a europejski komitet normalizacyjny opublikował normę en 729 (obecnie iso 3834) dotyczącą systemów jakości w przedsiębiorstwach stosujących procesy spawalnicze. spawanie musi być nadzorowane przed, w trakcie i po zakończeniu procesu. jakość wyrobu musi być tożsama z wyrobem i dlatego powinna być razem z nim tworzona [1,2]. dla przedsiębiorstw produkcyjnych kluczowym elementem zapewniającym wysoką konkurencyjność i jakość oferowanych produktów jest zapewnienie powtarzalności i stabilności podstawowego procesu produkcyjnego. prawidłowo zaprojektowany i wdrożony proces stwarza możliwości uzyskania zamierzonych wyników, a kontrola poszczególnych jego elementów jest kluczem do jego optymalizacji. małgorzata ostromęcka przeglad welding technology review nadmienić należy jednak, że istotnym warunkiem uzyskania zamierzonych efektów jest właściwa identyfikacja i ilościowe ujęcie pojawiających się problemów. metoda opracowana przez gen’ichi taguchi może być szczególnie pomocnym narzędziem w początkowej fazie rozwoju lub przy modyfikacji istniejącego już produktu lub pro cesu ukierunkowanego na uzyskanie maksymalnej „odporności” na działanie różnych zakłóceń [3÷5]. doskonale może się również sprawdzać w spawalnictwie przy optymalizacji parametrów spawania. idea gen’ichi taguchi  podejście taguchiego opiera się na koncepcji społecznych kosztów jakości i teorii zmienności [6]. zmienność uważana jest za stan niepożądany, a jej eliminacja jest celem usprawniania procesów. zdaniem g. taguchi producenci zbyt często ograniczają się do utrzymania jakości produktu w granicach tolerancji. istotą modelu japońskiego inżyniera w odróżnieniu od tradycyjnego podejścia jest założenie, że utrata jakości jest kwadratową funkcją odchylenia parametrów produktu od wartości nominalnych, a ograniczenie zmienności produktów jest możliwe dzięki wytwarzaniu ich z najmniejszą możliwą wariancją. główną ideą metody nie jest stworzenie matematycznego modelu procesu, lecz ustalenie wartości parametrów, które zapewnią uzyskanie najlepszej jakości według zdefiniowanego kryterium. natomiast celem projektowania parametrów jest poszukiwanie takich nominalnych wartości dla czynników sterowalnych, które spełnią warunki maksymalnej zgodności produktu przy najniższych kosztach i naj mniejszej wrażliwości na działanie zakłóceń [3,7] (rys.1). doi: http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v89i9 .807 23przegląd  spawalnictwa vol. 89 9/2017 na charakterystyki funkcjonalne wyrobu, określające jego wartość użytkową, oddziałują dwa rodzaje czynników: czynniki sterowalne (sygnał – s) i czynniki zakłócające (szum – n) (rys. 2). za powstawanie odchyleń charakterystyk wyrobu od wartości pożądanych odpowiadają najczęściej czynniki pozostające poza kontrolą użytkownika, spowodowane niedoskonałością procesów wytwarzania, starzeniem się maszyn i urządzeń, a także temperaturą otoczenia, wilgotnością itp. ponieważ kontrola tych czynników jest często niemożliwa lub bardzo kosztowna nie dąży się do ich identyfikacji, ale dobiera się takie parametry dla czynników sterowalnych, aby proces uczynić jak najmniej wrażliwym na zakłócenia. optymalizacja parametrów realizowana jest poprzez zmaksymalizowanie stosunku sygnału do szumu (signal/ noise ratio – s/n). rys. 1. funkcja strat jakości taguchi, dg i gg– odpowiednio dolna i górna granica tolerancji [6,7] fig. 1. taguchi loss function; dg i gg – lower and upper specification limits respectively [6,7] rys. 2. model procesu fig. 2. process model • wybór tablicy ortogonalnej, przygotowanie planu eksperymentu. • przeprowadzenie eksperymentów zgodnie z przyjętym planem. • opracowanie wyników, wyznaczenie zoptymalizowanych wartości parametrów wejściowych. • obliczenie przewidywanej wartości wyjściowej przy zastosowaniu optymalnych wartości parametrów wejściowych. • przygotowanie i przeprowadzenie eksperymentu weryfikującego w celu określenia zgodności przewidywanych wyników z rzeczywistością. projektowanie parametrów jest istotą metody taguchi. jednakże w przypadkach, w których zmniejszenie wariancji uzyskane na etapie projektowania parametrów nie jest wystarczające, stosuje się dodatkowo projektowanie tolerancji. nie może być to jednak działaniem zasadniczym i zgodnie z filozofią japońską praktykuje się to jedynie w sytuacjach koniecznych. metoda taguchi w spawalnictwie podczas optymalizacji procesu spawania podstawowym etapem jest określenie parametrów wejściowych procesu, czyli np.: natężenia prądu, napięcia i długości łuku, szybkości spawania, przepływu gazu itp. w zależności od wybranej metody spawania parametry wejściowe mogą się zmieniać, a więc np.: przy spawaniu laserowym rozpatruje się parametry wiązki – jej moc, szybkość przesuwu, średnicę plamki. kryterium wyjściowe, czyli jakość pod kątem której dokonujemy optymalizacji, zależy od dalszego zastosowania elementu. może być to osiągnięcie jak najwyższej wytrzymałości, udarności, odporności na ścieranie lub korozję – albo uzyskanie określonej geometrii spoiny. w przypadku spawania stali dupleks kryterium jakościowym może być otrzymanie odpowiednich proporcji ferrytu i austenitu w mikrostrukturze. główną zaletą metody taguchi jest ograniczona ilość eksperymentów, które planuje się w celu optymalizacji parametrów procesu. w planach wykorzystywane są tablice ortogonalne umożliwiające obliczenie maksymalnej liczby nieobciążonych efektów głównych przy minimalnej liczbie układów planu. w praktyce rozpatrując np.: cztery parametry wejściowe na trzech poziomach przyjmowanych wartości korzysta się z tablicy l9 (34), czyli wykonywane jest dziewięć spoin przy konkretnie ustawionych konfiguracjach parametrów (tabl. i). badając pięć parametrów wejściowych na pięciu poziomach ustawień stosuje się tablicę l25 (55) – w tym przypadku wykonywane jest 25 próbek. metody projektowania eksperymentów mogą być w praktyce zadaniem bardzo kosztownym i żmudnym. taguchi zaproponował uproszczoną metodę planowania eksperymentów [9] i analizowania wyników, opartą na osiągnięciach statystyki matematycznej oraz klasycznej teorii planowania eksperymentów r. a. fisher’a. plany taguchi mają wiele zalet z punktu widzenia statystycznego. w szczególności pominięcie w modelu pewnych członów nie powoduje konieczności przeliczania oszacowań pozostałych jego parametrów, o ile tylko pomiary wykonywane były zgodnie z planem ortogonalnym dla tego modelu. metodykę taguchi zastosowano do optymalizacji parametrów różnych procesów spawalniczych. e. m. anawa i a. g. olabi [10] optymalizowali parametry spawania laserowego co2 połączenia wykonanego ze stali niskowęglowej aisi 1009 ze stalą aisi 316. wykorzystali tabelę ortogonalną l25 (35) dla trzech parametrów procesu (moc wiązki, prędkość spawania i średnica plamki) badanych dg cel gg u tr a ta  j a k o ś c i projektowanie parametrów jest kluczowym etapem w metodzie taguchi, w którym można najskuteczniej spełnić warunek podniesienia jakości bez relatywnego wzrostu kosztów. wykorzystuje się do niego teorię planowania eksperymentu (ang. design of experiment – doe), jednak w przeciwieństwie do innych metod statystycznych [5,8] metoda taguchi nie prowadzi do budowy związków aproksymacyjnych – powstają one w sposób niejawny i od razu przechodzi się do określenia wartości optymalnych procesu. metodologia poprawy jakości w odniesieniu do procesu obejmuje kolejno działania: • określenie optymalizowanej właściwości i wariantu funkcji strat jakości (najczęściej według kryterium: im mniejsze – tym lepsze, najlepsze – nominalne lub im większe – tym lepsze). • określenie parametrów wejściowych procesu technologicznego (rodzaju parametrów i zakresów zmienności). 24 przegląd  spawalnictwa vol. 89 9/2017 na pięciu poziomach ustawień. parametrami wyjściowymi była szerokość spoiny, głębokość wtopienia i powierzchnia przekroju poprzecznego. a. khajanchee et al. [11] zastosowali metodę taguchi przy spawaniu laserowym co2 kół zębatych dla przemysłu motoryzacyjnego. jako czynniki sterujące obrano moc wiązki i szybkość spawania, a kryterium wyjściowe stanowiła głębokość wtopienia (im większa, tym lepsza) i szerokość spoiny (im węższa, tym lepsza). w metodyce posłużono się tabelą l9. planowanie eksperymentu oraz tabele ortogonalne wykorzystano również przy optymalizacji parametrów spawania laserowego stali superaustenitycznej aisi 904l [12] oraz stali p92 odpornej na pełzanie [13]. l. dubourg i l. stgeorges zastosowali metodykę taguchi przy napawaniu laserowym. [14] m. ishak et al. [15] optymalizowali parametry spawania metodą gmaw złącza wykonanego z dwóch różnych stopów aluminium. jako czynniki sterujące wybrano natężenie i napięcie prądu spawania oraz prędkość spawania. w badaniach wykorzystano tablicę l16 (parametry badane były na czterech poziomach ustawień), a za kryterium jakościowe obrano wytrzymałość na rozciąganie. metodykę taguchi zastosowano do optymalizacji spawania różnych materiałów, stali austenitycznych [16], stali węglowej aisi 1020 [17], stopów magnezu, tytanu, aluminium, [18] a także do wykonywania połączeń różnoimiennych [10]. n. k. sahu et al. [19] badali złącza ze stali niskowęglowej spawane metodą gmaw. jako czynniki sterowalne wybrali natężenie i napięcie prądu spawania oraz grubość blachy. za kryterium jakościowe przyjęli geometrię spoiny. p. s. rao et al. [20] badając wpływ parametrów procesu spawania prądem pulsującym gmaw na geometrię spoiny posłużyli się metodą taguchi w celu zaplanowania eksperymentu. utworzyli tablicę l18, obierając jako czynniki sterujące grubość blachy, częstotliwość pulsacji, prędkość podawania drutu, natężenie prądu impulsu oraz stosunek prędkości podawania drutu do prędkości posuwu. y. s. tarng i w. h. yang [21] wykorzystali metodę taguchi przy optymalizacji procesu spawania łukiem krytym blachy wykonanej ze stali niskowęglowej o grubości 30 mm. podobne badania przeprowadzone zostały przez n. ene i e. scutelnicu [20]. a.sarkar et al. optymalizowali parametry procesu spawania łukiem krytym pod kątem geometrii złącza oraz wytrzymałości na rozciąganie [23]. k. gowthaman et al. jako kryterium jakościowe dla tego procesu przyjęli twardość [24]. a. kumar et al. [25] poddali optymalizacji skład chemiczny topnika do spawania łukiem krytym jako kryterium stosując pracę łamania i twardość vickersa dla połączeń wykonanych przy stałych parametrach procesu. stosunkowo nowa technologia, opracowana w 1991 r. w welding institute w wielkiej brytanii – zgrzewanie tarciowe z przemieszaniem (fsw) również stała się obiektem zainteresowania naukowców zajmujących się optymalizacją parametrów procesu. w pracy [26] badano parametry wejściowe procesu zgrzewania stopu aluminium rde-40 metodą fsw. eksperyment przeprowadzono zgodnie z planem tablicy ortogonalnej l9, a za kryterium jakościowe obrano maksymalną wytrzymałość na rozciąganie. podobne badania przeprowadzono również dla stopu 6061 [27]. a. g. chand et al. [28] poszukiwali odpowiedniego materiału narzędzia do zgrzewania fsw stopu 6061. wykorzystując metodę taguchi przyjęli jako jeden z parametrów wejściowych materiał narzędzia. s. prasath et al. [29] badali połączenia różnych stopów magnezu. jako czynniki sterujące w metodyce taguchi zostały wybrane: prędkość obrotowa, siła docisku i kształt trzpienia narzędzia. kształt trzpienia rozpatrywany był również jako parametr wejściowy w badaniach s. kumar et al. [30] dla stopu aluminium 6056. j. kundu et al. [31] poszukiwali możliwości osiągnięcia maksymalnej wytrzymałości dla połączeń ze stopu aa5083 wykonanych metodą fsw. wykorzystali w tym celu tablicę ortogonalną l9, a jako czynniki sterujące ustalili prędkość obrotową, prędkość posuwu i kąt pochylenia narzędzia. wiele badań zostało poświęconych optymalizacji metodą taguchi parametrów spawania gtaw prądem pulsującym [32÷35]. przy procesie spawania prądem pulsującym elektrodą nietopliwą za parametry wejściowe przyjmuje się najczęściej natężenie prądu impulsu i podstawy, współczynnik wypełnienia oraz częstotliwość pulsacji. tablica i. tablica ortogonalna l9 (34) [9] table i. orthogonal array l9 (34) [9] parametry wejściowe próba a b c d 1 1 1 1 1 2 1 2 2 2 3 1 3 3 3 4 2 1 2 3 5 2 2 3 1 6 2 3 1 2 7 3 1 3 2 8 3 2 1 3 9 3 3 2 1 podsumowanie  metoda taguchi może być doskonałym narzędziem optymalizacyjnym przy procesach zautomatyzowanych realizowanych na dużą skalę. od wielu lat metodyka ta stosowana jest w przemyśle motoryzacyjnym w firmach takich jak: ford, chrysler, toyota, general motors. (ford po raz pierwszy przeszkolił swoich inżynierów w zakresie metod taguchi już w latach 80-tych). olbrzymią zaletą metody jest prostota i szybkość zastosowania, z tego też powodu adresowana jest głównie do przemysłu. wielu badaczy zarzuca jej możliwość stosowania jedynie w trybie off-line, choć sam taguchi proponował wykorzystanie metody również w trakcie produkcji poprzez niewielkie modyfikacje parametrów procesu. pewnym ograniczeniem jest fakt, że sama metoda nie skutkuje utworzeniem żadnych związków aproksymacyjnych, nie daje też możliwości uzyskania informacji na temat wzajemnej korelacji badanych zmiennych. z tego powodu, w niektórych pracach wykorzystywane są techniki hybrydowe stanowiące kombinacje metod optymalizacyjnych tworzonych na potrzebę danego procesu [22]. w celu zbadania siły związku pomiędzy badanymi zmiennymi metoda taguchi łączona jest często z teorią szarego 25przegląd  spawalnictwa vol. 89 9/2017 literatura [1] t. sałaciński, w. sosnowski: system nadzorowania jakości procesów spawalniczych zgodny z wymaganiami iso 3834 w oparciu o standardy iso 9001 – część 1, przegląd spawalnictwa vol. 87, no 4, 2015. [2] t. sałaciński, w. sosnowski: system nadzorowania jakości procesów spawalniczych zgodny z wymaganiami iso 3834 w oparciu o standardy iso 9001 – część 2, przegląd spawalnictwa vol. 87, no 6, 2015. [3] g, taguchi, d. clausing: robust quality, harvard business review, jan.feb. 1990. [4] g. j. park, t. h. lee, k. h. lee: robust design: an overview, american institute of aeronautics and astronautics journal vol. 44, no. 1, january 2006 [5] j. antony: taguchi or classical design of experiments: a perspective from a practitioner, sensor review, vol 26, no 3, 2006, pp. 227-230. [6] z. zymonik: koszty jakości w zarzadzaniu przedsiębiorstwem, oficyna wydawnicza politechniki wrocławskiej, wrocław, 2003. [7] resit unal, edwin b. dean: taguchi approach to design optimization for quality and cost: an overview, 1991 annual conference of the international society of parametric analysts, https://ntrs.nasa.gov/archive/nasa/casi.ntrs.nasa.gov/20040121019.pdf. [8] m. bober: badania wpływu głównych parametrów napawania plazmowego na geometrię napoin w oparciu o metody planowania eksperymentu, przegląd spawalnictwa vol 89, no 4, 2017. [9] taguchi’s quality engineering handbook, appendix c, http://onlinelibrary.wiley.com/doi/10.1002/9780470258354.app3/pd. [10] e. m. anawa, a. g. olabi: using taguchi method to optimize welding pool of dissimilar laser welded components, optics and laser technology, 40(2) pp. 379-388, 2008. [11] a. khajanchee, p. jain, s. k. pradhan: optimization of co2 laser welding process parameters for automotive gear using taguchi method, international journal of engineering science and computing, vol. 6 issue no. 8, 2016. [12] p. sathiya, m. y. abdul jaleel, d. katherasan: optimization of welding parameters for laser bead-on-plate welding using taguchi method, production engigeering, research and. development, 2010, 4:465-476. [13] b. shanmugarajan, rishabh shrivastava, p. sathiya, g. buvanashekaran, optimization of laser welding parameters for welding of p92 material using raguchi based grey relational analysis, defence technology 12, 2016, pp. 343-350 [14] l. dubourg, l. st-georges: optimization of laser cladding process using taguchi and em methods dor mmc coating production, journal of thermal spray technology vol. 15(4), 2006, pp. 790-795. [15] m. ishak, n. f. m. noordin, l. h. shah: parametric studies on tensile strength in joining aa6061-t6 and aa7075-t6 by gas metal arc welding process, material science and engineering 100, 2015, 012042. [16] p. k. giridharan, n. murugan: optimization of pulsed gta welding process parameters for the welding of aisi 304l stainless steel sheets, the international journal of advanced manufacturing technology, 2009, 40: 478-489. [17] a. kumar, m. k. khurana and p. k. yadav: optimization of gas metal arc welding process parameters, material science and engineering 149, 2016, 012002. [18] j. s. shih, y. f. tseng, j. b. yang, principal component analysis for multiple quality characteristics optimization of metal inert gas welding aluminum foam plate, materials and design 32, 2011, pp. 1253-1261. [19] n. k. sahu, a. k. sahu, a. k. sahu: optimization of weld bead geometry of ms plate (grade: is 2062) in the context of welding: a comparative analysis of gra and pca-taguchi approaches, sadhana vol. 42, no. 2, febr 2017, pp. 231-244. [20] p. s. rao, o. p. gupta, s. s. n. murty, a. b. k. rao: effect of process parameters and mathematical model for the prediction of bead geometry in pulsed gma welding, the international journal of advanced manufacturing technology, 2009, 45: 496-505. [21] y. s. tarng, w. h. yang: application of the taguchi method to the optimization of the submerged arc welding process, materials and manufacturing processes vol. 13, no. 3, pp. 455-467, 1998. [22] n. ene, e. scutelnicu: application of the taguchi method combined with grey relational analysis for the optimization of the submerged arc welding process, the annals of “dunarea de jos” university of galati, vol.24, 2013. [23] a. sarkar, j. roy, a. majumder, s. c. saha: optimization of welding parameters of submerged arc welding using analytic hierarchy process (ahp) based on taguchi technique, journal of the institution of engineers (india): series c, april-june 2014, 95(2):159-168. [24] k. gowthaman, j. saiganesh, cs. rajamanikam: determination of submerged arc welding process, energy efficient technologies for sustainability, 2013, http://ieeexplore.ieee.org/document/6533495/ [25] a. kumar, s. maheshwari, s. k. sharma: optimization of vickers hardness and impact strenght of silica based fluxes for submerged arc welding by taguchi method”, 4th international conference on materials processing and characterization, materials today: proceedings 2, 2015, pp. 1092-1101. [26] a. k. lakshminarayanan, v. balasumramanian: process parameters optimization dor friction stir welding of rde-40 aluminum alloy using taguchi technique, transactions of nonferrous metals society of china 18, 2008, pp.548-554. [27] m. nourani, a. s. milani, s. yannacopoulos: taguchi optimization of process parameters in friction stir welding of 6061 aluminum alloy: a review and case study, engineering, 2011,3, pp. 144-155. [28] a. g. chand, j. bunyan. v.: application of taguchi technique for friction stir welding of aluminum alloy aa6061, international journal of engineering research and technology vol. 2 issue 6, 2013. [29] s. prasath, s. vijayan, s. r. k. rao: optimization of friction stir welding process parameters for joining zm21 to az31 of dissimilar magnesium alloys using taguchi technique, la metallurgia italiana, no 5, 2016. [30] s. kumar, s. kumar: multi-response optimization of process parameters for friction stir welding of joining dissimilar al alloys by grey relation analysis and taguchi method, journal of the brazilian society of mechanical sciences and engineering, 2015, 37:665-674. [31] j. kundu, h. singh: friction stir welding of aa5083 aluminum alloy: multi-response optimization using taguchi-based grey relational analysis, advances in mechanical engineering, 2016, vol.8(11) pp. 1-10. [32] m. yousefieh, m. shamanian, and a. saatchi: optimization of experimental conditions of the pulsed current gtaw parameters for mechanical properties of sdss uns s32760 welds based on the taguchi design method, journal of materials engineering and performance, 2012, 21: 1978-1988. [33] m. arivarasu, k. devendranath ramkumar, n. arivazhagan: comparative studies of high and low frequency pulsing on the aspect ratio of weld bead in gas tungsten arc welded aisi 304l plates, procedia engineering 97, 2014, pp. 871-880. [34] joby joseph and s. muthukumaran: optimization of pulsed current gtaw process parameters for sintered hot forged aisi 4135 p/m steel welds by simulated annealing and genetic algorithm, journal of mechanical science and technology, 30 (1), 2016, pp. 145-155. [35] m. yousefieh, m. shamanian, a. r. arghavan: analysis of design of experiments methodology for optimisation of pulsed current gtaw process parameters for ultimate tensile strenght of uns s32760 welds, metallography, microstructure and analysis, 2012, 1: 85-91. [36] d. zhang, j. niu: application of artificial neural network modeling to plasma arc welding of aluminum alloys, journal of advanced metallurgical sciences, 2000, vol. 13 no.1, pp. 194-200. systemu gra [13,16,18,22,30,31] lub sztuczną siecią neuronową ann [36]. optymalizacja parametrów zazwyczaj zakończona zostaje także analizą wariancji anova, która ma na celu wykazanie, które zmienne niezależne mają wpływ na poziom zmiennej zależnej. przy stosowaniu połączeń tych metod statystycznych otrzymuje się nie tylko zestaw optymalnych parametrów wejściowych i odpowiadającą mu przewidywaną jakość, lecz również informację, które z badanych czynników mają decydujący wpływ na wynik procesu. pamiętać należy jednak, że metoda taguchi ogranicza możliwe rozwiązania do wybranych poziomów parametrów sterowalnych, podczas gdy zmienne mogą przyjmować wartości z ciągłego zakresu. metoda taguchi, mimo iż posiada swoje ograniczenia w zastosowaniu, może stanowić bardzo poważną alternatywę optymalizacyjną w przypadku procesów spawalniczych. największą redukcję kosztów może przynieść przy zastosowaniu w zautomatyzowanych liniach produkcyjnych np.: przy spawaniu lub zgrzewaniu w przemyśle samochodowym lub w przypadku, gdy konieczne jest seryjne wyprodukowanie takich samych elementów. podczas wykonywania konstrukcji składających się z wielu złączy spawanych w różnych warunkach, często manualnie – nie zaleca się stosowania tej metody. w wielu jednak przypadkach wykonanie eksperymentów zaplanowanych na bazie metody taguchi w celu optymalizacji warunków spawania dla danego procesu może przynieść wymierne korzyści. 201203_pspaw.pdf 3przegląd spawalnictwa 3/2012 marian gwóźdź tomasz michałowski elementy niezawodności stalowych spawanych zbiorników na ciecze i gazy płynne elements of the structural reliability  of steel welded tanks liquids and gases in liquid prof. dr hab. inż. marian gwóźdź, dr inż. tomasz michałowski – politechnika krakowska. streszczenie w artykule przedstawiono ogólne zasady zarządzania niezawodnością stalowych spawanych zbiorników na ciecze wg eurokodów en 1990 i en 1993-4-2 oraz podano podstawy ich obliczeń i wymiarowania w stanie zniszczenia plastycznego ze szczególnym uwzględnieniem imperfekcji montażowych i spawalniczych. przeprowadzono weryfikację współczynników nośności plastycznej krajowych wyrobów hutniczych wyprodukowanych w latach 1963-1968 oraz 1976-1980. sposób wykorzystania procedur normowych w stanie plastycznym zilustrowano przykładem liczbowym obliczeń statycznych i wymiarowania powłoki stalowego zbiornika stokażowego przeznaczonego do magazynowania wody amoniakalnej. abstract the paper presents general rules for the management of structural reliability of weld steel tanks for liquids according to eurocodes en 1990 and en 1993-4-2. basis of design in plastic limit state, including assembly and welding imperfections, are presented too. verification of the national partial safety factor for plastic limit state of steel products produced in the years 1963-1968 and 19761980 was achievied. calculations of steel tank for ammonia water are example of design of structures in plastic limit state according to eurocode rules. wstęp przedstawiono analizę niezawodności spawanych stalowych naziemnych zbiorników walcowych na ciecze i gazy płynne, dotyczy konstrukcji projektowanych wg reguł i zasad eurokodu pn-en 1993-4-2 [1]. są to zbiorniki, które spełniają następujące warunki: 1. charakterystyczne ciśnienie wewnętrzne w przestrzeni powietrzno-gazowej jest nie mniejsze niż –100 mbar (–10,0 kpa) i nie większe niż 500 mbar (50,0 kpa). 2. obliczeniowa temperatura powłoki zbiornika zawiera się w przedziale od –50oc do +300oc, a dla zbiorników wykonanych ze stali odpornych na korozję (wg pn-en 10028 [2]) przedział dopuszczalnej temperatury wynosi –165÷300oc. 3. maksymalny obliczeniowy poziom składowanej cieczy zawiera się w przestrzeni walcowej zbiornika (nie jest zapełniana przestrzeń stożkowa pod dachem zbiornika). 4. wytwarzanie i montaż zbiorników podlegają wymaganiom norm en 14015 [3], en 14620 [4] oraz en 1090 [5]. wskazany zakres dopuszczalnego ciśnienia w przestrzeni powietrzno-gazowej zbiorników jest zbieżny z wymaganiami krajowymi sformułowanymi w rozporządzeniu ministra gospodarki dla zbiorników bezciśnieniowych i niskociśnieniowych podlegających dozorowi urzędu dozoru technicznego [6]. inny podział zbiorników, przyjęty w eurokodzie pn-en 1993-4-2, wiąże się z klasą konsekwencji (wg klasyfikacji przyjętej w pn-en 1990 [7] jak poniżej): 1. klasa konsekwencji cc3, która obejmuje zbiorniki o dowolnej pojemności na ciecze i gazy płynne – toksyczne lub wybuchowe oraz zbiorniki o dużej pojemności na ciecze palne lub szkodliwe dla środowiska wodnego w terenie zabudowanym. 4 przegląd spawalnictwa 3/2012 2. klasa konsekwencji cc2, która obejmuje zbiorniki o średniej pojemności na ciecze palne lub szkodliwe dla środowiska wodnego w terenie zabudowanym. 3. klasa konsekwencji cc1, która obejmuje zbiorniki dla rolnictwa oraz zbiorniki na wodę. w artykule przedstawiono ogólne zasady zarządzania niezawodnością stalowych zbiorników na ciecze oraz podano podstawy ich obliczeń i wymiarowania w stanie zniszczenia plastycznego ze szczególnym uwzględnieniem imperfekcji montażowych i spawalniczych. sposób wykorzystania procedur normowych w stanie plastycznym zilustrowano przykładem liczbowym obliczeń statycznych i wymiarowania powłoki stalowego zbiornika stokażowego przeznaczonego do magazynowania wody amoniakalnej. elementy niezawodności zbiorników stalowych w celu zróżnicowania niezawodności konstrukcji budowlanych pn-en 1990 [7] definiuje klasy konsekwencji zniszczenia cc (wg opisu zamieszczonego w tablicy b1 normy). klasy konsekwencji cc są powiązane z klasami niezawodności konstrukcji rc w ten sposób, że klasie konsekwencji cc3 odpowiada klasa niezawodności rc3, klasie cc2 – rc2 oraz klasie cc1 – rc1. klasy niezawodności konstrukcji rc w stanie granicznym nośności są zdefiniowane w tablicy i (wg [7]), w zależności od zalecanej minimalnej wartości wskaźnika niezawodności βu w okresie odniesienia t = 1 rok albo t = 50 lat. wskaźnik niezawodności β jest pojęciem znanym w teorii niezawodności konstrukcji budowlanych (por. np. [10]) w metodzie obliczeń probabilistycznych poziomu 2 – form (first order reliability method). wskaźnik β jest miarą niezawodności, którą można wyspecyfikować w badaniach statystycznych losowych obciążeń i losowej nośności konstrukcji budowlanych. kryterium niezawodności konstrukcji budowlanych w metodzie probabilistycznej poziomu 2 o postaci: β ≥ βu (1) w przypadku podstawowym można zastąpić porównaniem wartości obliczeniowych: nośności rd i odpowiadającego jej efektu obciążeń ed. w zaleceniach pn-en 1990 dotyczących podstaw projektowania konstrukcji rozpatruje się przypadek, w którym warunek stanu granicznego można wyrazić za pomocą skalarowej, jednoparametrowej nośności r i stowarzyszonego z nią efektu oddziaływań e w postaci: ed = e{fd1,fd2,…ad1, ad2,…θd1, θd2} ≤ rd rd = r{xd1, xd2,…ad1, ad2,…θd1, θd2} (2) gdzie: indeks „d” oznacza wartości obliczeniowe: fd1, fd2,… – oddziaływań na konstrukcję, xd1, xd2,… – właściwości mechanicznych materiału konstrukcji, ad1, ad2,… – właściwości geometrycznych konstrukcji, θd1, θd2… – parametrów niepewności modelu obliczeniowego. w eurokodach przyjęto konwencję sprawdzania niezawodności, wg której wartości obliczeniowe xd zwykle nie są podstawiane bezpośrednio do równania stanu granicznego, lecz są podstawiane tzw. wartości reprezentatywne xrep i frep, którymi mogą być: – wartości charakterystyczne, czyli kwantyle dla: obciążeń – fk, wytrzymałości materiału – nxk i cech geometrycznych – ad (gdzie n – współczynnik konwersji), – wartości nominalne (wartości centralne cech geometrycznych anom). wartości obliczeniowe fd i xd otrzymuje się w takim razie, mnożąc lub dzieląc wartości reprezentatywne przez odpowiednie współczynniki częściowe: fd = frepγf ed = e(fkγf,ad) (3) xd = nxk/γm rd = r(nxk/γm,ad) (4) współczynniki częściowe – γf we wzorze (3) i γm we wzorze (4) – uwzględniają losową zmienność oddziaływań, wytrzymałości materiału oraz błąd modelowania tych zmiennych losowych i można je zapisać w postaci iloczynów: γf = γfγsd, γm = γmγrd (5) wartości liczbowe współczynników obciążenia γf wyspecyfikowane w eurokodzie en 1990 zostały zredagowane w postaci trzech zestawów, w zależności od analizowanego przypadku stanu granicznego [7]. są tablica i. zalecane wartości wskaźnika niezawodności β w stanie granicznym nośności wg pn-en 1990 [7] table i. recommended values of factor for structural reliability β in the plastic limit state acc. to pn-en 1990 [7] klasa niezawodności minimalne wartości βu okres odniesienia 1 rok okres odniesienia 50 lat rc3 5,2 4,3 rc2 4,7 3,8 rc1 4,2 3,3 tablica ii. zalecane wartości współczynników częściowych γf do oddziaływań na zbiorniki stalowe wg pn-en 1993-4-2 [1] table ii. recommended values of partial factors γf to interaction on steel tanks acc. to pn-en 1993-4-2 [1] sytuacja obliczeniowa rodzaj cieczy γf do oddziaływań zmiennych od cieczy γf do oddziaływań stałych obciążenia od cieczy podczas eksploatacji ciecze toksyczne lub wybuchowe 1,40 1,35 ciecze palne 1,30 1,35 inne ciecze 1,20 1,35 próba wodna wszelkie ciecze 1,00 1,35 oddziaływania wyjątkowe wszelkie ciecze 1,00 – ← ←– – – – 5przegląd spawalnictwa 3/2012 to specyfikacje bezpieczne dla praktycznie wszystkich obiektów liniowych i kubaturowych (także zbiorników). współczynniki częściowe γf do oddziaływań na zbiorniki zostały jednak dodatkowo wyspecyfikowane w pn-en 1993-4-2 (por. tabl. ii) jako alternatywa względem rekomendacji zamieszczonej w eurokodzie pn-en 1990. współczynniki nośności γmi zostały wyspecyfikowane w [1] (rekomendacja cen – comité européen de normalisation) i przyjmują następujące wartości: – γm0 = 1,00 – nośność przekroju ścianki ze względu na uplastycznienie, – γm1 = 1,10 – nośność ścianki na wyboczenie, – γm2 = 1,25 – nośność przekroju ścianki na rozerwanie, – γm4 = 1,00 – nośność ścianki ze względu na nieprzystosowanie plastyczne, – γm5 = 1,25 – nośność połączeń, złączy spawanych lub śrubowych, – γm6 = 1,10 – nośność ścianki na zmęczenie. współczynniki częściowe γmi mogą (i powinny) być określone w załączniku krajowym. wymaga to jednak dostępu do wiarygodnych danych statystycznych, co najmniej w zakresie niejednorodności wytrzymałości krajowych wyrobów hutniczych (współczynniki γm0, γm2, γm4 i γm6) oraz wytrzymałości złączy spawanych realizowanych w krajowych wytwórniach konstrukcji stalowych (współczynnik γm5). przykład weryfikacji współczynników γm0 i γm2 przedstawiono w tablicy iii, wykorzystując wyniki badań statystycznych wytrzymałości stali konstrukcyjnej z lat 1963-1968 opisane w [9] oraz późniejszych badań statystycznych z lat 1976-1978 opisanych w [10]. w tablicy iii przytoczono wg [8] obliczone w badaniach własnych miary niezawodności: współczynniki częściowe γm0 i γm2 (por. kolumny (6) i (11)) oraz częściowe wskaźniki niezawodności βr (por. kolumny (4) i (9), a także w kolumnach (5) i (10) odpowiadające im wskaźniki niezawodności „globalne” β (w kolumnach (4) i (9) zgodnie z zapisem z pn-en 1990 przyjęto: βr = 0,8 β). zestawione w kolumnie (5) wartości wskaźnika niezawodności β ≥ 3,8 spełniają wymagania klasy niezawodności rc2 (por. tabl. b2 z pn-en 1990) tylko dla blach dowolnej grubości wyprodukowanych w latach 1970. ze stali st3s. wyroby hutnicze, wykonane ze stali niskostopowych nie spełniają nawet wymagań najniższej klasy niezawodności rc1 (β ≥ 3,3). taki sam wniosek wynika z porównania wartości współczynnika nośności przekroju γmo. pozytywnie natomiast wypadła weryfikacja współczynnika nośności na rozerwanie blach γm2. zbiorniki stalowe należy projektować, różnicując wymagania niezawodności. najprostszy sposób różnicowania niezawodności polega na redukcji współczynników obciążenia γf współczynnikami redukcyjnymi kfi. są to mnożniki wyspecyfikowane w tablicy b3 zamieszczonej w normie pn-en 1990 [4] i przytoczone w tablicy iv. analogiczne współczynniki korekcyjne kri mogą być użyte do redukcji współczynników częściowych nośności przekrojów i prętów γmi. w aktualnej edycji eurokodów współczynniki kri nie zostały wyspecyfikowane. przyjmując dla klasy niezawodności rc1 wartość tablica iii. miary niezawodności wytrzymałości stali wyznaczone w próbach statystycznych krajowych wyrobów hutniczych z lat 1963-1968 wg [9] i 1976-1980 wg [10] table iii. values of reliability of steel strength achieved in static tests of steel products produced in the years 1963-1968 acc. to [9] and 19761980 acc. to [10] znak stali granica plastyczności re, mpa wytrzymałość na rozciąganie rm, mpa re vre βr β ɣmo re vrm βr β ɣm2 (1) (2) (3) (4) (5) (6) (7) (8) (9) (10) (11) próba statystyczna wytrzymałości blach wyprodukowanych w latach 1963-1968 st3s st3sx/y 304 0,081 2,80 3,50 1,03 447 0,066 2,53 3,16 1,04 294 0,100 2,69 3,36 1,05 447 18g2 392 0,075 1,33 1,67 1,17 554 0,058 1,38 1,73 1,1218g2a 384 0,071 1,87 2,34 1,11 554 18g2acu 372 0,066 2,38 2,64 1,06 554 próba statystyczna wytrzymałości blach i kształtowników wyprodukowanych w latach 1976-1980 znak stali granica plastyczności blach re, mpa granica plastyczności kształtowników re, mpa re vre βr β ɣmo re vre βr β ɣmo st0 291 0,113 2,89 3,61 1,026 280 0,113 2,65 3,32 1,065 st3sx/y 299 0,077 2,78 3,48 1,026 287 0,077 2,35 2,94 1,068 291 2,50 3,12 1,054 281 2,13 2,66 1,093 280 2,55 3,19 1,051 268 2,08 2,60 1,098 st3s 308 0,068 3,48 4,36 1,000 296 0,068 3,03 3,79 1,000 300 3,19 3,98 1,000 290 2,79 3.49 1,022 288 3,22 4,02 1,000 276 2,72 3,40 1,027 st4 st4s 329 0,083 2,71 3,38 1,037 316 0,083 2,33 2,91 1,081 320 2,45 3,06 1,067 309 2,11 2,63 1,104 308 2,46 3,08 1,065 295 2,04 2,55 1,109 18g2 18g2a 409 0,077 1,78 2,22 1,128 406 0,077 1,70 2,12 1,135 402 1,58 1,98 1,146 400 1,53 1,91 1,154 391 1,93 2,41 1,114 386 1,78 2,23 1,125 – – –– 6 przegląd spawalnictwa 3/2012 wskaźnika niezawodności częściowego wg normy pnen 1990: βr = 0,8 x 3,3 = 2,64 oraz dla klasy niezawodności rc3 wartość βr = 0,8 x 4,3 = 3,44 – w tablicy iv zestawiono przykładowe wartości współczynników korekcyjnych kri obliczone ze wzoru: kri = (6) dla różnych wartości współczynników zmienności granicy plastyczności vr krajowych stali konstrukcyjnych, otrzymanych w badaniach statystycznych (por. np. tabl. iii). podstawy obliczeń i wymiarowania powłoki zbiorników modeluje się zgodnie z wymaganiami sformułowanymi w eurokodzie pn-en 19931-6:2007 [11], które są spełnione, jeśli w modelu numerycznym powłoki uwzględni się wszystkie elementy usztywniające, otwory oraz przyłącza. ponadto rozwiązania konstrukcyjne zbiornika powinny odzwierciedlać przyjęte w analizie statycznej warunki brzegowe. metody analizy statycznej są powiązane z klasą konsekwencji zbiornika. w szczególności w przypadku zbiorników klasy konsekwencji cc3 siły przekrojowe wyznacza się uznanymi metodami komputerowymi, np. metodą elementów skończonych. zbiorniki klasy konsekwencji cc2, które charakteryzują się osiową symetrią oddziaływań i podparcia, można obliczać albo wykorzystując analizę numeryczną mes, albo alternatywnie stosując teorię błonową do wyznaczenia naprężeń podstawowych oraz teorię zgięciową powłok sprężystych do opisu lokalnych efektów zginania. gdy obciążenie zbiornika nie jest osiowo symetryczne, to obliczenia prowadzi się metodą numeryczną. w przypadku zbiorników klasy konsekwencji cc1 do wyznaczenia naprężeń podstawowych można stosować teorię błonową oraz współczynniki i formuły uproszczone uwzględniające efekty lokalnego zginania i oddziaływania niesymetryczne. metody analizy statycznej powłok stalowych zbiorników zalecane do obliczeń wg eurokodu pn-en 19931-6:2007 [11] przytoczono w tablicy v. najprostsza analiza statyczna powłoki wg teorii membranowej m prowadzi do następującego rozwiązania wyrażonego w naprężeniach zastępczych: (7) przyjęte we wzorze (7) oznaczenia sił przekrojowych są zgodne z przyjętymi oznaczeniami osi współrzędnych wg normy [1]. analiza liniowo sprężysta la lub sprężysta i geometrycznie nieliniowa gna prowadzi do następującego wzoru na naprężenia zastępcze: (8) we wzorze (8) przyjęto oznaczenia: (9) gdzie: t – grubość powłoki zbiornika, inne symbole wg pn-en 19934-2 [1]. zaawansowana analiza statyczna geometrycznie i fizykalnie nieliniowa powłok idealnych lub z imperfekcjami (por. tabl. v) jest prowadzona metodami numerycznymi. opis matematyczny tego typu zadań przyjmuje postać równań przyrostowych mes, liniowych względem uogólnionych przemieszczeń. rozwiązanie tych równań wymaga wykorzystania profesjonalnych programów komputerowych. tablica iv. wartości współczynników kfi do oddziaływań wg [7] oraz wartości współczynników kri do nośności wg badań własnych table iv. kfi factor values to interactions acc. to [7] and kri factor values to loads acc. to own tests współczynnik redukcyjny klasa niezawodności zbiornika rc1 rc2 rc3 kfi 0,90 1,00 1,10 kri vr rc1 rc2 rc3 0,05 0,98 1,00 1,02 0,06 0,97 1,00 1,03 0,07 0,97 1,00 1,04 0,08 0,96 1,00 1,04 0,09 0,95 1,00 1,05 0,10 0,95 1,00 1,06 tablica v. rodzaje analizy statycznej powłok zbiorników stalowych wg [11] table v. types of static analysis of steel tank shells acc. to [11] typ analizy teoria powłok model materiału geometria powłoki membranowa m błonowa nie ma zastosowania idealna liniowo sprężysta la liniowa liniowy idealna liniowo sprężysta bifurkacyjna lba liniowa liniowy idealna sprężysta, geometrycznie nieliniowa gna nieliniowa liniowy idealna fizykalnie nieliniowa mna liniowa nieliniowy idealna geometrycznie i fizykalnie nieliniowa gmna nieliniowa nieliniowy idealna geometrycznie nieliniowa, sprężysta z imperfekcjami gnia nieliniowa liniowy z imperfekcjami geometrycznie i fizykalnie nieliniowa, z imperfekcjami gmnia nieliniowa nieliniowy z imperfekcjami 7przegląd spawalnictwa 3/2012 powłokę zbiornika sprawdza się ze względu na stany graniczne z uwzględnieniem: zniszczenia plastycznego (ls1), zmęczenia niskocyklowego – nieprzystosowanie plastyczne (ls2), wyboczenia (ls3), zmęczenia (ls4) i stateczności ogólnej. podstawowe kryterium nośności w stanie zniszczenia plastycznego materiału rodzimego powłoki (ls1) ma postać: (10) gdzie fyk – wytrzymałość charakterystyczna stali użytej na powłokę. jeżeli są spełnione odpowiednie wymagania jakości, to można przyjąć, że efektywność wytrzymałościowa złączy powłoki zbiornika na spoiny czołowe z pełnym przetopem wynosi 100% wytężenia (10). złącza na spoiny pachwinowe należy sprawdzić metodą kierunkową lub uproszczoną wg normy pn-en 1993-1-8 [12]. kryterium nośności spoiny wg drugiej metody ma postać: (11) gdzie: fwed – wartość obliczeniowa siły na jednostkę długości spoiny, a – grubość obliczeniowa spoiny, fu – wytrzymałość charakterystyczna na rozciąganie stali użytej na powłokę, βw = 0,8÷1,0 – współczynnik korelacji dla spoin pachwinowych wg normy [12]. uwzględnianie w sposób jawny imperfekcji geometrycznych w obliczeniach nie jest wymagane, chyba że stosuje się zaawansowaną metodę analizy statycznej gnia lub gmnia. imperfekcje geometryczne podlegają jednak kontroli bez względu na zastosowaną metodę analizy. szczególne nasilenie imperfekcji geometrycznych obwodowych i południkowych mogą wywoływać złącza spawane. nośność na wyboczenie konstrukcji powłokowych jest uzależniona od poziomu imperfekcji geometrycznych, które mogą mieć zróżnicowaną postać. imperfekcje są związane z odchyłkami kształtu powłoki technicznej od geometrii idealnej, np. dla zamkniętej powłoki walcowej parametrem charakterystycznym jest średnica d, zatem podstawową imperfekcją jest owalizacja przekroju. imperfekcja taka jest wywołana procesem wytwarzania i montażu konstrukcji, a poziom tolerowanych odchyłek jest kontrolowany. inny rodzaj imperfekcji to brak współosiowości elementów montażowych, który występuje nie tylko w przypadkach skokowej zmiany grubości blach, ale także przy łączeniu blach o tej samej grubości nominalnej. zaburzenia kształtu powodują także lokalne wybrzuszenia i załomy blach, zwłaszcza w strefach połączeń spawanych. dla zamkniętej powłoki cylindrycznej miarą imperfekcji przekroju jest stosunek różnicy średnicy maksymalnej dmax i minimalnej dmin do średnicy nominalnej dnom: (12) wzór (12) umożliwia ilościową ocenę deformacji przekroju w postaci symetrycznej lub niesymetrycznej (rys. 1). dopuszczalne wartości parametru ur, które definiują trzy klasy imperfekcji powłok stalowych wg zaleceń pn-en 1993-1-6, zestawiono w tablicy vi. przykłady braku współosiowości połączeń paneli pokazano na rysunku 2. miarą imperfekcji dla blach o stałej grubości jest przesunięcie osi ea, a dla blach o zmiennej grubości – bezwymiarowy parametr ue, czyli stosunek: (13) graniczne wartości parametru ue oraz mimośrodu ea dla trzech klas imperfekcji powłok stalowych wg zaleceń pn-en 1993-1-6 zestawiono w tablicy vii. rys. 1. deformacje przekroju zamkniętej powłoki cylindrycznej: symetryczne spłaszczenie lub niesymetryczna owalizacja fig. 1. intersection distortion of closed cylindrical shell with symmetrical or non-symmetrical ovalization tablica vi. dopuszczalne wartości parametru imperfekcji ur table vi. allowable values of imperfection parameter ur klasa imperfekcji średnica nominalna d < 0,5 m 0,5 m < d < 1,25 m d ≥ 1,25 m c 0,030 0,015+0,0200(1,25-d) 0,015 b 0,020 0,010+0,0133(1,25-d) 0,010 a 0,014 0,007+0,0093(1,25-d) 0,007 tablica vii. dopuszczalne wartości parametru imperfekcji ue i mimośrodu ea table vii. allowable values of imperfection ue and eccentric ea parameter klasa imperfekcji max ue max ea, mm c 0,30 4 b 0,20 3 a 0,14 2 rys. 2. brak współosiowości paneli blach fig. 2. lack of coaxiality of plate panels 8 przegląd spawalnictwa 3/2012 przykład obliczeń zbiornika stokażowego sprawdzić warunki nośności powłoki stalowego naziemnego zbiornika walcowego o osi pionowej, z dachem stożkowym stałym, dla następujących danych i warunków: – przeznaczenie – zbiornik wody amoniakalnej: q = 898 kg/m3 (klasa konsekwencji cc3). – temperatura obliczeniowa płaszcza t = 100oc. – nadciśnienie w przestrzeni powietrznej pn = 5,0 kpa lub podciśnienie pp = – 0,5 kpa. – gatunek stali 1.4301 (x5crni18-10) (naddatek grubości blach na korozję 0,5 mm). – ocieplenie pobocznicy i dachu – wełna mineralna 8 cm + bl. al 1 mm. – obciążenia użytkowe pomostu technologicznego q = 1,5 kn/m2. – lokalizacja – puławy. schemat zbiornika i jego podstawowe wymiary pokazano na rysunku 5a, a szczegóły konstrukcji połączenia pobocznicy z dnem i dachem na rysunku 5b. połączenia spawane spoinami warsztatowymi i montażowymi należy wykonać, uwzględniając klasę wykonania konstrukcji exc 3 wg klasyfikacji normy pn-en 1090-2 (pełna kontrola jakości złączy spawanych). konstrukcję powłokową zbiornika zaprojektowano jednolicie z blach o grubości t = 6 mm połączonych spoinami czołowymi (połączenie pobocznicy z dachem i dnem jak na rysunku 5b), ze stali 1.4301 (x5crni18-10 – stal austenityczna w stanie przesyconym), dla której wytrzymałość charakterystyczna wg pn-en 10028-7:2004 [2] wynosi: – w temperaturze 20oc (warunek próby wodnej) fyk = 210 mpa i fu = 520 mpa, – w temperaturze eksploatacyjnej 100oc: fyk = 157 mpa i fu = 460 mpa. rys. 5. zbiornik na wodę amoniakalną: a) schemat zbiornika, b) szczegóły konstrukcji fig. 5. ammonia water steel tank: a) the scheme of tank, b) details of structure wybrzuszenia wykonawcze powłok walcowych pokazano na rysunkach 3 i 4. miarą deformacji powłoki jest strzałka wybrzuszenia δwo, jaką można zmierzyć na bazie liniowej lub łukowej lg. zalecane wymiary bazy pomiarowej wg pn-en 1993-1-6 zestawiono w tablicy viii. bezwymiarowy parametr imperfekcji powierzchniowej ma postać: (14) dopuszczalne wartości parametru imperfekcji maxuo dla poszczególnych klas imperfekcji powłok wg normy pn-en 1993-1-6 wynoszą: – dla klasy c maxuo = 0,016 – dla klasy b maxuo = 0,010 – dla klasy a maxuo = 0,006 rys. 3. pomiary strzałki wybrzuszeń powłoki walcowej wzdłuż tworzącej i po obwodzie fig. 3. deflection measurements of cylindrical shell along generating line and circumference rys. 4. pomiary deformacji spawalniczych powłok fig. 4. measurement of welded shells deformation a) b) tablica viii. długość bazy pomiarowej wg pn-en 1993-1-6 table viii. reference line length acc. to pn-en 1993-1-6 obciążenie powłoki kierunek pomiaru długość bazy pomiarowej osiowe ściskanie południkowy lub obwodowy przez spoinę obwodowe ściskanie lub ścinanie obwodowy l – długość powłoki dowolne ściskanie przez spoinę oba kierunki południkowy i obwodowy lgw = 25t lub lgw = 25tmin oraz lgw ≤ 500 mm tmin – mniejsza z grubości spawanych blach 9przegląd spawalnictwa 3/2012 przyjęto następujące wartości współczynników częściowych: – dla oddziaływań: γf = 1,40 dla parcia wody amoniakalnej, γf = 1,50 dla pozostałych obciążeń zmiennych oraz γf = 1,35 (1,00) dla obciążeń stałych, – współczynniki nośności γm0 = 1,10 (uwzględniono pośrednio wyniki weryfikacji statystycznej wg tabl. iii oraz γm2 = γm5 = 1,25. uwzględniając klasę konsekwencji cc3, której odpowiada klasa niezawodności rc3, przyjęto współczynniki redukcyjne wg tablicy iv: dla obciążeń kfi = 1,1 oraz dla nośności plastycznej blach kr = 1,05. uwzględniając powyższe warunki wyjściowe i założenia opracowano model komputerowy zbiornika, z uwzględnieniem szczegółów konstrukcyjnych pokazanych na rysunku 5b. otrzymane wyniki obliczeń numerycznych, wymiarujące blachę powłoki zbiornika (dla schematu obciążeń: nadciśnienie + działanie wiatru + parcie wody amoniakalnej + minimalny ciężar własny) pokazano na rysunku 6 – pobocznica i dach oraz na rysunku 7 – dno zbiornika. z wyskalowanej na rys. 6. mapa naprężeń zastępczych бeqed pobocznicy i dachu zbiornika, kpa fig. 6. substitute stress distribution бeqed in side surface and tank roof, kpa rys. 7. mapa naprężeń zastępczych бeqed dna zbiornika, kpa fig. 7. substitute stress distribution бeqed in tank bottom, kpa rysunku 6 mapy naprężeń zastępczych wynika miarodajne kryterium niezawodności powłoki zbiornika: (15) w warunku (15) mnożnik kfi należy stosować tylko do obciążeń zmiennych, jednak wpływ obciążeń stałych na wytężenia powłoki zbiornika jest znikomy, dlatego dla ujawnienia pozycji elementów niezawodności konstrukcji powłoki zastosowano zapis jak wyżej. inne warunki stanu granicznego nośności powłoki albo nie są miarodajne (ls2 i ls4), albo są konstrukcyjnie spełnione (ls3 – zgodnie z kryterium z pn-en 1993-4-2 dla zachowania stateczności nie potrzeba pierścienia pośredniego usztywniającego pobocznicę zbiornika). podsumowanie system współczynników częściowych wprowadzony do metody stanów granicznych wg eurokodu en 1990 to nowy problem badawczy, ponieważ dotyczy dotąd niestosowanej formacji wymiarowania konstrukcji budowlanych w polsce. współczynniki nośności γm, stosowane do oceny niezawodności zbiorników stalowych na ciecze i gazy płynne, zostały podane w eurokodzie en 1993-4-2, z zastrzeżeniem o możliwej odmiennej specyfikacji regionalnej. załącznik krajowy do eurokodu pn-en 1993-4-2 takiej specyfikacji nie podaje, zalecając jednocześnie – bez weryfikacji statystycznej wytrzymałości wyrobów hutniczych produkowanych w polsce (współczynniki γm0, γm2, γm5) specyfikacje z normy en 1993-4-2. przeprowadzona kontrolna weryfikacja współczynników: nośności plastycznej blach (współczynnik γm0), nośności blach stalowych na rozerwanie (współczynnik γm2) oraz nośności złączy spawanych (współczynnik γm5) wykazała, że specyfikacje europejskie w odniesieniu do jakości wyrobów krajowych na ogół nie są uzasadnione. do weryfikacji wykorzystano reprezentatywną próbę statystyczną wytrzymałości blach zestawioną w latach 1963-1968 przez z. menderę [9]. w szczególności wg tych danych, empiryczna obliczeniowa granica plastyczności badanych blach jest mniejsza od wartości nominalnej, co oznacza, że wartości współczynnika nośności plastycznej γm0 > 1,0 (tabl. iii). weryfikacja statystyczna dała pozytywny wynik w przypadku wytrzymałości blach na rozciąganie, która charakteryzuje nośność złączy spawanych (współczynnik γm2 = γm5). z uwagi na zmiany systemowe, jakie zaszły w polsce w latach 1990., w świetle otrzymanych w pracy rezultatów, konieczne jest ponowne zestawienie próby statystycznej wytrzymałości współcześnie produkowanych krajowych wyrobów hutniczych i weryfikacja statystyczna współczynników materiałowych. 10 przegląd spawalnictwa 3/2012 literatura [1] pn-en 1993-4-2:2009. eurokod 3. projektowanie konstrukcji stalowych. część 4-2: zbiorniki. [2] pn-en 10028-7:2004. wyroby płaskie ze stali na urządzenia ciśnieniowe. część 7: stale odporne na korozję. [3] pn-en 14015:2010. zarządzanie środowiskowe – ocena środowiskowa miejsc i organizacji (easo). [4] pn-en 14620:2010. projektowanie i budowa na miejscu użytkowania pionowych, walcowych zbiorników stalowych o płaskim dnie, do magazynowania oziębionych, skroplonych gazów o temperaturach roboczych pomiędzy 0oc i –165oc. [5] pn-en 1090-2:2009. wykonanie konstrukcji stalowych i aluminiowych – część 2: wymagania techniczne dotyczące wykonania konstrukcji stalowych. [6] rozporządzenie ministra gospodarki z dnia 16 kwietnia 2002 w/s warunków technicznych dozoru technicznego, jakim powinny odpowiadać zbiorniki bezciśnieniowe i niskociśnieniowe przeznaczone do magazynowania materiałów trujących lub żrących. dz.u. nr 63, poz. 572. [7] pn-en 1990:2004. eurokod. podstawy projektowania konstrukcji. [8] gwóźdź m., machowski a.: wybrane badania i obliczenia konstrukcji budowlanych metodami probabilistycznymi. wydawnictwo politechniki krakowskiej. kraków 2011 (w druku). [9] mendera z.: zagadnienia stanów granicznych konstrukcji stalowych. wydawnictwa politechniki krakowskiej, budownictwo lądowe z. 33, zeszyt naukowy 7, kraków 1967. [10] murzewski j.: niezawodność konstrukcji inżynierskich. arkady, warszawa 1989. [11] pn-en 1993-1-6:2007. eurokod 3. projektowanie konstrukcji stalowych. część 1-6: wytrzymałość i stateczność konstrukcji powłokowych. [12] pn-en 1993-1-8: 2005. projektowanie konstrukcji stalowych. część 1-8: projektowanie węzłów. wydarzenia fiński producent urządzeń spawalniczych kemppi oy wprowadził na rynek nową linię kompaktowych urządzeń mig/mag, ustanawiając tym samym nowe standardy we wzornictwie przemysłowym i charakterystyce produktu. urządzenia z rodziny kempact ra powstały z myślą o potrzebach nowoczesnych warsztatów spawalniczych. charakteryzują się unikalnym, eleganckim, a zarazem praktycznym wzornictwem. zostały skonstruowane z wykorzystaniem nowoczesnych rozwiązań i z myślą o spełnianiu potrzeb klienta, a wszystko po to, żeby spawanie było wydajne, precyzyjne i efektywne. ich konstrukcja powstała na bazie najnowszych rozwiązań kemppi w zakresie budowy źródeł spawalniczych, dzięki czemu oferują wysoką jakość spawania i maksymalne wykorzystanie energii. do wyboru jest 11 modeli o maksymalnym prądzie spawania 180, 250 i 320 a. istnieje również możliwość wyboru pomiędzy wersją sterowaną ręcznie (r) i adaptacyjnie (a). dzięki różnorodnym modelom maszyna ta zaspokaja szeroki wachlarz potrzeb zakładów zajmujących się obróbką metali. w zestawie znajduje się uchwyt spawalniczy i kabel masy. dzięki zaawansowanej technologii udało się zredukować koszty energii o 10% w porównaniu do konwencjonalnych, skokowo regulowanych źródeł spawalniczych. maszyna ma też wiele innowacyjnych rozwiązań: oświetlenie komory szpuli brights™, ułatwiające wymianę drutu w miejscach słabo oświetlonych, wskaźnik serwisu wirelinetm sygnalizujący potrzebę przeglądu układu podającego drut oraz zintegrowane podwozie gasmate™, ułatwiające montaż butli z gazem i przemieszczanie maszyny przy jednocześnie zwiększonym bezpieczeństwie personelu. niezależnie od wybranego modelu, urządzenie kempact ra zapewnia wykonanie każdego zadania spawalniczego z najwyższą jakością. urządzenie kempact ra powstało z myślą o przyszłym użytkowniku. wszystko, od czytelnego i łatwego w obsłudze panelu sterowania lcd, umieszczonego na optymalnej wysokości, poprzez innowacyjną konstrukcję podwozia, wbudowane szufladki na części zapasowe i oświetlenie komory szpuli za pomocą diod led, sprawia, że praca z maszyną kempact ra to przyjemność. modele ze sterowaniem ręcznym (oznaczenie r) umożliwiają ręczną regulację napięcia i prędkości podawania drutu. są wyposażone w bogatą gamę funkcji standardowych, w tym wybór nowy standard z rodziną urządzeń kempact ra rodzaju gazu, przełącznik 2t/4t, funkcję spot/cycle arc i hot spot, specjalistyczną funkcję punktowego podgrzewania blachy przeznaczoną dla profesjonalnych blacharzy i warsztatów samochodowych. modele sterowane adaptacyjnie (oznaczenie a) mają wszystkie funkcje standardowe, a także kanały pamięci i tryb adaptacyjnej regulacji parametrów spawania, w którym moc spawania automatycznie dopasowuje się do zadanej grubości spawanego materiału. doceniana za innowacyjną i praktyczną konstrukcję rodzina urządzeń kempact ra została niedawno nagrodzona uznaną, międzynarodową nagrodą if 2012 w kategorii wzornictwa przemysłowego. organizowany w niemczech konkurs if jest jednym z najstarszych i najbardziej znanych na świecie. konkurs jest organizowany przez if forum design e.v., które każdego roku powołuje międzynarodowe jury złożone z ekspertów w dziedzinie wzornictwa, które testuje i ocenia zgłoszone produkty. nagroda if od ponad 60 lat jest uznawana na całym świecie za dowód doskonałego wzornictwa. 201504_pspaw.pdf 10 przegląd spawalnictwa vol. 87 4/2015 system nadzorowania jakości procesów spawalniczych zgodny z wymaganiami iso 3834 w oparciu o standardy iso 9001 – część 1 welding process quality supervising system compliant with iso 3834 standard based on iso 9001 standards – part 1 dr hab. inż. tadeusz sałaciński, prof. pw – politechnika warszawska, mgr inż. wojciech sosnowski – prod-met sp. z o. o. autor korespondencyjny/corresponding author: t.salacinski@upcpoczta.pl streszczenie celem artykułu jest przedstawienie koncepcji zintegrowania wymagań normy spawalniczej iso 3834 z istniejącą dokumentacją systemu zarządzania jakością wg iso 9001 na przykładzie przedsiębiorstwa branży spawalniczej prod-met sp. z o.o. założono, że wdrożenie systemu iso 3834 znacznie poprawi jakość spawanych elementów, usprawni produkcję, obniży koszty i wpłynie na poprawę wizerunku firmy. wprowadzenie zintegrowanego systemu zarządzania jakością porządkuje zadania przydzielane poszczególnym wydziałom, jasno określa kompetencje pracowników, wprowadza spójność w przedsiębiorstwie i ukierunkowanie na wspólny cel. zapewniona jest przejrzystość procesów, co znacząco wpływa na efektywność działań firmy. natychmiastowa reakcja na zaistniałe błędy umożliwia eliminację wad wyrobów jeszcze na etapie produkcji, co znacznie obniża koszty działalności podstawowej przedsiębiorstwa. wdrożenie zintegrowanego systemu staje się ekonomicznie uzasadnione. słowa kluczowe: jakość procesów spawania, iso 3834 abstract the purpose of the article is to present the idea of integration of welding standard requirements with existing documentation of quality management system according to iso 9001 using as an example a welding branch company prod-met sp. z o.o. it was assumed that implementation of iso 3834 system would significantly improve quality of welded workpieces, make production more efficient, reduce costs and influence positively the company image. implementation of integrated quality management system puts in order tasks assigned to the departments, clearly defines employees’ powers, introduces integrity into company and directs company activity to the common goal. the process clearness is assured which significantly rises company activity effectiveness. immediate reaction to occurring errors enables to eliminate product defects still on production stage, which significantly reduces basic company costs. implementation of integrated system becomes economically reasonable. keywords: welding process quality, iso 3834 standard tadeusz sałaciński, wojciech sosnowski wstęp operacje spawalnicze zaliczane do procesów specjalnych wg europejskich norm iso 9000 wymagają szczególnego nadzoru. na końcową jakość spawanego wyrobu ma wpływ bardzo wiele czynników, dlatego należy przywiązywać dużą wagę do kompleksowego nadzorowania oraz kontroli procesów spawania. europejski komitet techniczny tc121 wydał pn-en iso 3834 określającą wymagania jakościowe w produkcji spawalniczej, którą można traktować jako uzupełnienie norm serii iso 9000 [1]. wymagania iso 9001 mają szczególne znaczenie w przedsiębiorstwach pragnących wykazać się przed klientem troską o najwyższą jakość swoich wyrobów, co skutkuje poszerzeniem rynku zbytu i wzrostem zaufania [2,3]. niniejszy artykuł jest pierwszą częścią publikacji, w której przedstawiona zostanie problematyka oceny jakości procesów spawalniczych na podstawie badań przeprowadzonych w firmie prod-met, świętującej w 2014 roku 30-lecie swojego istnienia. rosnące wymagania klientów oraz silna konkurencja na rynku wymuszają nieustanny rozwój technologiczny oraz ciągłą poprawę jakości produkowanych wyrobów. 11przegląd spawalnictwa vol. 87  4/2015 dlatego też, wychodząc naprzeciw oczekiwaniom klientów, w 2006 roku firma wdrożyła i certyfikowała system zarządzania jakością zgodny z wymaganiami iso 9001. w 2012 roku wdrożono system nadzoru procesów spawalniczych odpowiadający założeniom pn-en 15085:2008. wyzwaniem dla firmy było zharmonizowanie wymagań normy 3834 z iso 9001. w tym celu przeprowadzono badania spoin, na bazie których wykazano, że należy podjąć działania zmierzające do doskonalenia nie tyle samego wykonywania połączeń, ale przede wszystkim całego procesu, rozpoczynając od określenia wymagań w fazie projektowania i konstruowania, przez wykonawstwo do finalnego odbioru wyrobu przez dział kontroli jakości. istniejące problemy jakościowe wymogły na kierownictwie firmy podjęcie stanowczych kroków w celu zapobieżenia i eliminacji wad spawalniczych. aby zdefiniować istotę problemu, przeprowadzono szczegółowe badania metalograficzne spoin wykonanych na dwóch próbkach. wyniki badań zestawiono poniżej [6]. badania metalograficzne spoin próbki a badaniu poddano spoiny wykonywane w produkcji obudowy domofonu (rys. 2). do łączenia płaszczy blachy ze stali 1.4301 (inox, pn en iso 15608:2013) używa się robota spawalniczego kuka współpracującego z laserowym źródłem firmy trumpf (rys. 1). rys. 1. stanowisko robota spawalniczego kuka (źródło: opracowanie własne) fig. 1. kuka robot welding workstation (source: own case study) widoczna bardzo wąska strefa wpływu ciepła (swc). od strony grani: wyraźna, równa krawędź w miejscu złączenia wskazuje na brak przetopu. od tej strony dość wyraźnie widoczna swc. na rysunku 3 przedstawiono spoinę w powiększeniu 50-krotnym. widoczna nadzwyczaj regularna faktura wynikająca z płynnego i równomiernego przesuwania się źródła ciepła. charakterystyczny układ „izoterm”. lico spoiny szersze od grubości użytej blachy (ponad 1000 μm). widoczna z lewej strony wyraźna, regularna krawędź wskazuje na to, że w tym miejscu nastąpiło przesunięcie osi promienia laserowego w stosunku do osi łączonych elementów, czego wynikiem jest brak przetopu, przyklejenie będące wadą spawalniczą. rys. 2. widok ogólny połączenia dwóch płaszczy blachy obudowy domofonu (źródło: opracowanie własne) fig. 2. general view of two plate sheets connection of speakphone casing (source: own case study) na rysunku 4, wykonanym ze 100-krotnym i na rysunku 5 wykonanym z 200-krotnym powiększeniem, widoczne bardzo regularne kryształy materiału spoiny, znacznie większe od kryształów materiału rodzimego. struktura ferrytyczna. lico płaskie, bardzo wyraźna linia wtopienia. przesunięcie płaszczyzn łączonych blach wynosiło ok. 80 μm (ok. 10% grubości złącza). w tej części spoiny brak przetopu na grubości ok. 340 μm, co stanowi prawie 40% grubości złącza. mała, prawie niewidoczna strefa wpływu ciepła. na rysunku 6, wykonanym od strony grani spoiny z 50-krotnym powiększeniem, widoczne są wybarwienia termiczne od strony wewnętrznej obudowy domofonu spowodowane znacznie mniejszym strumieniem gazu chłodzącego. brak przetopu grani sprawia, że złącze należy uznać za wadliwe. na bazie wyników badań metalograficznych i mikrotwardości połączeń spawanych wiązką laserową można stwierdzić, że: — złącza charakteryzują się gładkim, równomiernym licem, — strefa wpływu ciepła jest mało widoczna na długości całego złącza od strony lica, — we wszystkich przypadkach szerokość spoiny znacznie przekracza grubość łączonych elementów, — badanie mikrotwardości wykazało znacznie mniejszą twardość w obrębie spoiny niż w materiale rodzimym, — mikronierówności powstałe po cięciu mają znaczący wpływ na niewspółosiowość łączonych rys. 3. zdjęcie makro próbki a od strony lica, powiększenie 50-krotne (źródło: opracowanie własne) fig. 3. macrophotography of a sample from weld face side, magnified 50 times (source: own case study) proces spawania zrealizowano z następującymi parametrami: – moc: p = 450 w, – grubość materiału: 1 mm, – koncentracja źródła światła: f = 8, – prędkość spawania: vsp = 0,018 m/s. podczas oględzin wizualnych od strony lica nie stwierdzono wad. lico gładkie, regularne, bez przepaleń. 12 przegląd spawalnictwa vol. 87 4/2015 elementów z przebiegiem wiązki laserowej, — dobrane parametry nie pozwalają na przetopienie całej grubości łączonego materiału, co powoduje, że złącze należy uznać za wadliwe. rys. 4. zdjęcie mikro próbki a, powiększenie 100-krotne (źródło: opracowanie własne) fig. 4. microphotography of a sample, magnified 100 times (source: own case study) zmechanizowanego zalecane są varigon h6 i, w niektórych przypadkach, varigon h10 (nazwa handlowa linde gaz). są one stosowane również jako tzw. gazy formujące grań spoiny. badania metalograficzne spoin próbki b badaniu zostały poddane spoiny wykonywane przy produkcji stojaków na napoje. opisane poniżej złącza wykonane zostały z następującymi parametrami: — moc: p 160 w (tig) i ok. 2200 w (mag), — energia liniowa: ok. 470 j/mm (tig) i 550 j/mm (mag), — prędkość spawania: vsp = 0,18 m/min (tig) i 0,30 m/ min (mag), — wydatek gazu osłonowego 14 l/min. na rysunku 7 przedstawiono powiększenie przekroju złącza teowego stosowanego do łączenia elementów stojaka ekspozycyjnego na napoje. to połączenie ze stali konstrukcyjnej zwykłej jakości (s235jr) wykonuje się metodą mag w osłonie gazu dwuskładnikowego m21 (pn en iso 14175, lewa spoina na rys. 7) i tig (spoina po prawej stronie na rys. 7) w osłonie argonu (i1 wg przytoczonej powyżej normy). w obydwu przypadkach widoczne wklęsłe lico, mały przetop w granicach 2,5 do 3 mm (wymagany min. 4 mm) i podtopienie krawędzi. opisane wady spawalnicze dyskwalifikują to złącze. przekrój spoiny mag w powiększeniu 50-krotnym w miejscu zaznaczonym strzałką po lewej stronie (rys. 7) przedstawiono na rysunku 8. widoczna bardzo wyraźna strefa wpływu ciepła, regularne kryształy materiału stopiwa ułożone zgodnie z kierunkiem zastygania oraz wspomniane wcześniej podpalenie krawędzi dalszej spoiny. na rysunku 9 widoczny przekrój mikro spoiny tig w powiększeniu 50-krotnym. widoczna wyraźna różnica między materiałem rodzimym, a stopiwem, kryształy stopiwa ułożone zgodnie z kierunkiem zastygania. zdjęcie ujawniło pęcherze powietrza i zanieczyszczenia w złączu. rys. 5. widok przekroju spoiny próbki a, powiększenie 200-krotne (źródło: opracowanie własne) fig. 5. weld crosssection view of sample a magnified 200 times (source: own case study) rys. 6. widok próbki a od strony grani (źródło: opracowanie własne) fig. 6. view of sample a from weld root side (source: own case study) rys. 7. widok przekroju spoiny próbki b w powiększeniu 8-krotnym (źródło: opracowanie własne) fig. 7. weld crosssection view of sample b magnified 8 times (source: own case study) poprawę głębokości wtopienia można uzyskać przez zastosowanie jednej z dostępnych na rynku mieszanek gazu osłonowego na bazie argonu i wodoru stosowanych przy spawaniu stali austenitycznych metodą tig. zastosowanie mieszanek z grupy r1 (pn en iso 14175:2009) w sposób znaczący wpływa na zawężenie łuku, dając węższą spoinę. bardziej „energetyczny” łuk pozwala na poprawę wtopienia i zwiększenie prędkości spawania, zaś wodór zawarty w mieszance redukuje tlenki metali. do spawania 13przegląd spawalnictwa vol. 87  4/2015 rys. 8. przekrój spoiny mag próbki b w powiększeniu 50-krotnym (źródło: opracowanie własne) fig. 8. mag weld crosssection view of sample b magnified 50 times (source: own case study) rys. 9. przekrój spoiny tig próbki b w powiększeniu 50-krotnym (źródło: opracowanie własne) fig. 9. tig weld crosssection view of sample b magnified 50 times (source: own case study) literatura [1] chmielewski t.: projektowanie procesów technologicznych. spawalnictwo. owpw. warszawa, 2013. [2] bagiński j.: zarządzanie jakością. oficyna wydawnicza politechniki warszawskiej. warszawa, 2004. [3] werpachowski w.: podstawy zarządzania w przedsiębiorstwie. oficyna wydawnicza politechniki warszawskiej. warszawa, 2011. [4] sałaciński t.: spc statystyczne sterowanie procesami produkcji. oficyna wydawnicza politechniki warszawskiej. warszawa, 2009. [5] sałaciński t.: spc statistical process control. oficyna wydawnicza politechniki warszawskiej. warszawa, 2015. [6] sosnowski w.: koncepcja wdrożenia systemu nadzorowania jakości procesów spawalniczych zgodnego z wymaganiami iso 3834 w oparciu o standardy iso 9001 w przedsiębiorstwie wytwarzającym konstrukcje metalowe. praca magisterska napisana pod kierunkiem t. sałacińskiego. politechnika warszawska, 2014. [7] norma iso 9001:2008. systemy zarządzania jakością wymagania. [8] pn-en iso 3834-1:2007. wymagania jakości dotyczące spawania materiałów metalowych. część 1: kryteria wyboru odpowiedniego poziomu wymagań. [9] pn-en iso 3834-2:2007. wymagania jakości dotyczące spawania materiałów metalowych. część 2: pełne wymagania jakościowe. [10] pn-en iso 3834-4:2007. wymagania jakości dotyczące spawania materiałów metalowych. część 4: podstawowe wymagania jakościowe. [11] pn-en iso 3834-5:2007. wymagania jakości dotyczące spawania materiałów metalowych. część 5: dokumenty konieczne do potwierdzenia zgodności z wymaganiami jakości iso 3834-2. [12] pn-en iso 9000:2006. systemy zarządzania jakością. podstawy i terminologia. [13] pn-en iso 14175:2009. gazy i mieszaniny gazów do spawania i procesów pokrewnych. [14] http://ojakosci.pl/liczba-certyfikatow-iso-9001-w-polsce/. [15] http://spawalnicy.com.pl/jakosc_iso3834.html. [16] h t t p : / / w w w. e s p a w a l n i k . p l / ? s y s t e m y j a k o s c i w spawalnictwie,159. [17] http://www.tuv.pl. wnioski wykonywane w zakładzie akcesoria sklepowe są poddawane obciążeniom statycznym i dynamicznym, a więc połączenia spawane muszą gwarantować trwałość. przeprowadzone badania wykazały, że połączenia nie mają zapewnionej wymaganej jakości, wynikającej głównie ze zbyt małego przetopu spawanych elementów. niewystarczające przetopienie materiału jest wadą technologiczną wynikającą nie tyle z małych umiejętności spawaczy, ile ze złego doboru materiałów i technologii. wadą wykazaną w badaniu jest zbyt płaskie lico spoiny oraz podtopienia materiału na krańcach złącza wada ta miała miejsce zarówno w złączu mag, jak i tig. błędy te można wyeliminować przez intensywne szkolenia personelu spawalni w zakresie dobierania odpowiednich parametrów spawania oraz zmianę systemu kontroli jakości. pierwsze kroki w kierunku szkoleń i uświadamiania pracowników, jak ważne jest odpowiednie wykonanie spoin i dobór parametrów zostały już zrobione. zakład otrzymał kwalifikację technologii spawania (wpqr) w instytucie spawalnictwa w gliwicach, na podstawie której opracowano szczegółowe instrukcje spawania (wps). następnym krokiem będzie wdrożenie kompletnego systemu nadzorowania jakości spawania, który zagwarantuje odpowiednią jakość przez jasne procedury dla pracowników wykonujących spawanie oraz dla kontrolerów jakości. można tego dokonać przez wdrożenie iso 3834 i jej integrację z istniejącym systemem iso 9001, co będzie przedmiotem drugiej części artykułu. 201312_pspaw_25gt.pdf 42 przegląd spawalnictwa 12/2013 marek chalimoniuk artur kułaszka ocena dekohezji łopatki turbiny gazowej metodą tomografii komputerowej evaluation of the decohesion effect on gas turbine  blades with use of computer tomography gr inż. arek a imoni k, mgr inż. art r k łaszka – instytut techniczny wojsk lotniczych, warszawa. abstract the basic diagnostic method usually applied to assess technical condition of rotor blades is the visual inspection carried out with use of a video endoscope. the outcome of such an inspection is validated by means of destructive tests by investigation of metallographic polished specimen. this paper outlines the innovative technique of computer tomography (ct) and presents its applicability and diagnostic advantages when the method is used for non-destructive tests (ndt) aimed at determination how much blades of gas turbines are deteriorated due to the effect of the operational environment. the method is used by research and scientific laboratories as well as in other fields, including quality control at manufacturing plants. the paper compares results for evaluation of technical condition demonstrated by gas turbine blades and acquired from visual inspections against the ones from investigations by means of computer tomography. finally, the results were validated by investigation of metallographic microsections. it was found out that the x-ray method is capable of producing 3d images for inner spaces of blades and thus enables identification of defect types, their sizes and locations. in addition, the paper presents technical performances of the v/tome/x m tomography with the x-ray tube for 300 kv voltage and capabilities of the vg studio max2 software designed for reconstructions of images. in parallel, investigations with the use of a tube for nanotomography for the voltage of 180 kv and resolution of 0.5 µm are also in progress since that type of tube is particularly useful for investigation of composite materials. streszczenie w procesie eksploatacji lotniczych silników turbinowych podstawową metodą diagnozowania stanu łopatek wirnikowych jest metoda wizualna (wideoendoskopowa), a wyniki potwierdza się badaniami metalograficznymi, metodą niszczącą. w artykule omówiono metodę – rentgenowską tomografię komputerową (ct) oraz możliwości jej stosowania do diagnozowania zmian stanu łopatek turbin gazowych, jako metodę badań nieniszczących (ndt). tomografia jest transmisyjną techniką diagnostyczną umożliwiającą uzyskiwanie warstwowych obrazów detalu. jest ona wykorzystywana w laboratoriach naukowo-badawczych i stosowana w procesie kontroli jakości produkcji. w artykule przedstawiono wyniki badań oceny stanu eksploatowanych łopatek turbiny gazowej metodą wizualną oraz rentgenowską tomografią komputerową. wyniki te zweryfikowano badaniami metodą metalograficzną. stwierdzono, że metoda radiograficzna, wygenerowując przestrzenny obraz wnętrza łopatek, umożliwia rozpoznanie rodzaju wad, ich wielkości i umiejscowienia. ponadto zaprezentowano możliwości techniczne tomografu v/tome/x m o mocy lampy 300 kv oraz możliwości obróbki danych w programie do rekonstrukcji vg studio max2. równolegle prowadzone są prace z lampą do nanotomografii o mocy 180 kv i rozdzielczości do 0,5 µm, szczególnie przydatną do badań materiałów kompozytowych. st p w procesie eksploatacji statków powietrznych występują różnego rodzaju uszkodzenia ich napędów. skutkuje to bezpośrednio demontażem silnika, a co za tym idzie, wycofaniem statku powietrznego z eksploatacji i bardzo dużymi kosztami [1, 2]. 43przegląd spawalnictwa 12/2013 odstępstwa od jakości produkcji i napraw stanowią dużą grupę uszkodzeń eksploatacyjnych wykrywanych w przestrzeni wewnętrznej silników lotniczych podczas przeglądów endoskopowych. użytkownik nie ma na nie wpływu. uszkodzenia takie ujawniają się w całym okresie eksploatacji i mają charakter losowy. podczas naprawy istnieje możliwość dokładnej oceny stanu technicznego łopatek turbiny. dotychczas stosowane metody, np.: wizualna, penetracyjna, ultradźwiękowa mają określone możliwości, przez to nie są wystarczająco wiarygodne w procesie oceny wad lub uszkodzeń wewnętrznych, pęknięć podpowierzchniowych itp. obecnie ocenę stanu technicznego (np. przegrzania) łopatek diagnosta wykonuje metodą wizualną. decyzję weryfikuje się metodą niszczącą w badaniach metalograficznych [3, 5]. prowadzone są badania nad możliwością zastosowania tomografii komputerowej (ct) do oceny całego spektrum stopów metalicznych, polimerów, kompozytów i materiałów elektronicznych stosowanych w konstrukcjach lotniczych. ct jest szeroko wykorzystywana w przemyśle w procesie kontroli jakości produkcji jako metoda nieniszcząca (ndt). zastosowanie tej metody do weryfikacji elementów konstrukcji lotniczych wymaga prowadzenia wielu badań, mających na celu potwierdzenie poprawności i wiarygodności otrzymywanych wyników. do diagnozowania stanu łopatek wirnikowych niezbędna jest duża dokładność odwzorowania struktury wewnętrznej w celu np. wymiarowania ścianek wewnętrznych, wykrycia wady lub uszkodzenia. obecnie stosowane urządzenia rentgenowskie pozwalają wykonywać badania tomograficzne z rozdzielczością ok. 0,5 μm. jest to bardzo dobra dokładność w odniesieniu do występujących uszkodzeń, których wymiary są rzędu dziesiątych części milimetra. prowadzenie badań pojedynczego detalu wymaga pewnego czasu i jest uzależnione od jego rozmiarów, materiału z którego jest wykonany, zadania badawczego, dokładności obróbki wyników itp. rentgenowska tomogra a komp terowa ct metodą ct można dokonać oceny wielkości uszkodzenia łopatek turbin gazowych, czyli intensywność dekohezji ich materiału. po wykonaniu prześwietlenia łopatki promieniami rentgenowskimi oraz rekonstrukcji uzyskanych wyników otrzymuje się obrazy przestrzenne. pozwala to określić i zlokalizować uszkodzenie, jak również wykonać we wszystkich płaszczyznach pomiary geometryczne. w ten sposób możliwe jest określenie jego głębokości, kierunku propagacji oraz prognozowanie możliwości dalszej eksploatacji silnika lotniczego. na rysunkach 1 i 2 przedstawiono łopatkę turbiny z wykrytym pęknięciem na krawędzi natarcia oraz pokazano możliwość jego wymiarowania. podczas obróbki danych w programie graficznym istnieje możliwość weryfikacji kanałów wewnętrznych łopatek chłodzonych. uzyskuje się to przez funkcję „przezroczystości”(rys 3, 4). rys. 1. pęknięcie na krawędzi natarcia ig. 1. crack on the edge of attack rys. 2. zwymiarowane pęknięcie ig. 2. dimensioned crack rys. 3. zobrazowanie przestrzeni wewnętrznej łopatki turbiny ig. 3. illustrating of internal area of a turbine blade rys. 4. zobrazowanie przestrzeni wewnętrznej łopatki turbiny ig. 4. illustrating of internal area of a turbine blade 44 przegląd spawalnictwa 12/2013 rys. 5. przekrój z widokiem wnętrza łopatki ig. 5. the blade cross-section with the view of the inner space rys. 6. przekrój z widokiem wnętrza łopatki ig. 6. the blade cross-section with the view of the inner space rys. 7. widok powłok ochronnych pióra łopatki turbiny oraz przykłady pomiaru ich grubości ig. 7. view of protective coatings applied onto a leaf of a turbine blade and examples for measurements of the coating thickness podczas analizy obrazów uzyskanych w wyniku badania tomograficznego można dokonywać analizy na poszczególnych głębokościach detalu. programy do obróbki wyników badań pozwalają „zdejmować” warstwy o zadanej grubości i w ten sposób odsłaniać kolejne głębokości materiału (rys. 5, 6). kolejnym zastosowaniem tomografii jest możliwość oceny grubości powłoki ochronnej nakładanej na łopatki turbiny i sprężarki (rys. 7). na podstawie tych wyników wnioskuje się, że istnieje możliwość określania intensywności zużycia tej powłoki w eksploatacji. tego rodzaju badania dotychczas były możliwe tylko metodą niszczącą przez wykonanie zgładów metalograficznych. tomografia komputerowa umożliwia obserwację rzeczywistych grubości ścianek, także wewnętrznych, niewidocznych. jest to bardzo istotne w procesie weryfikacji np. odlewów. po rekonstrukcji można dokonać pomiarów i automatycznych analiz grubości ścianek. rozkład grubości rys. 8. obraz grubości powłoki na piórze łopatki turbiny gazowej uzyskany za pomocą tomografu [4] ig. 8. view of protective coatings applied onto a leaf of a turbine blade and examples for measurements of the coating thickness można przedstawić graficznie w skali barw, która bezpośrednio pozwala na weryfikację poprawności wykonania łopatki (rys. 8). 45przegląd spawalnictwa 12/2013 nioski proces weryfikacji stanu technicznego łopatek turbin gazowych silników lotniczych, na etapie produkcji, naprawy i eksploatacji, jest bardzo odpowiedzialną operacją. podstawowa metoda wizualna, wspomagana urządzeniami optycznymi, umożliwia dokonanie oceny stanu na podstawie barwy bądź geometrii pióra łopatki, ale nie umożliwia oceny głębokości uszkodzenia. jest to szczególnie istotne w przypadku łopatek turbinowych chłodzonych wewnętrznie, ponieważ pęknięcie ścianki na wskroś zmniejsza wytrzymałość łopatki. metoda tomografii komputerowej (ct) pozwala w sposób wiarygodny określić wielkość pęknięcia i ocenić intensywność dekohezji materiału łopatki. zastosowanie metody ct w połączeniu z innymi nieniszczącymi metodami w znacznym stopniu podnosi prawdopodobieństwo wykrycia wady bądź uszkodzenia łopatek turbiny. metodę tę można stosować do badań innych elementów konstrukcji lotniczych, jak również całych kompletnych agregatów. jest to bardzo istotne w przypadku oceny prawidłowości usytuowania poszczególnych detali w urządzeniach, np. agregatach układów sterowania, bezpiecznikach, bądź w układach elektronicznych. literat ra [1] lewitowicz j.: podstawy eksploatacji statków powietrznych badania eksploatacyjne statków powietrznych; t. 4., itwl warszawa 2007. [2] szczepanik r., rządkowski r.: a study on the dynamics of aero engine blades under different operating conditions; itwl, 2012. [3] błachnio j., spychała j., pawlak, w., kułaszka a.: assessment of technical condition demonstrated by gas turbine blades by processing of images for their surfaces;journal of konbin 1 (21) 2013, s.41-50. [4] materiały z firmy yxlon international gmbh . [5] lindstedt p.: parametryczna metoda diagnozowania łopatki pracującej maszyny wirnikowej z eliminacją niemierzalnych czynników otoczenia; problemy badań i eksploatacji techniki lotniczej. tom 8; itwl, 2012. grzegorz kuśnierek badania nieniszczące zestaw w kołowych. astosowanie r żnych metod badań gwarancją poprawnej se ekcji zestaw w kołowych w trakcie ich naprawy non-destructive testing of railway wheelsets. application of various methods of tests as a guarantee of correct sellection of railway wheelsets during repair w artykule zaprezentowano zastosowanie poszczególnych badań na stanowiskach napraw zestawów kołowych wdrożony w zntk paterek bazując na przepisach krajowych i zagranicznych. omówiono zastosowanie różnych metod badań nieniszczących w procesie naprawy lub rewizji zestawów kołowych odgrywających znaczącą rolę oraz będące gwarancją wykrycia jak największej ilości wad zarówno powierzchniowych, jak i objętościowych. przedstawiono przykłady występowania różnych wad w zestawach kołowych wykrytych różnymi metodami badań. opisano związek szkolenia pracowników w zakresie badań nieniszczących w sektorze utrzymania ruchu kolei z doświadczeniem zawodowym i praktycznym w badaniach nieniszczących. in the article the applications of particular test on repair stands of railway wheelsets in zntk paterek based on the national and foreign standards were presented. it was discussed different methods of non-destructive testing carried out during repairs or inspections of wheelsets that play significant role and are guarantee of detection of as many defects as it is possible on the surface and inside of the wheelset. examples of occurrence of different defects detected with various methods were presented. relation between personnel training in non-destructive testing in railway maintenance sector with professional and practical experience in ndt was described. referat wygłoszono podczas 42. kkbn w kołobrzegu 201312_pspaw_25gt.pdf 75przegląd spawalnictwa 12/2013 paweł grzywna dominik kukla wpływ eksploatacji na wybrane właściwości mechaniczne stali x10crmovnb9-1 (p91) influence of exploitation conditions on mechanical  properties of x10crmovnb9-1 (p91) steel gr inż. paweł rzywna, dr inż. ominik k k a – ippt pan, warszawa. ce badań badania materiałowe stali w dwóch stanach wyeksploatowania służyły wykazaniu degradacji występującej na elementach energetycznych i postępującej wraz z liczbą godzin przepracowanych w warunkach podwyższonej temperatury oraz zmiennych obciążeń mechanicznych. określenie metodyki wykonywania badań i wyznaczenie parametrów porównawczych stanowiło cel pracy. przedmiot badań badania prowadzono na próbkach żarowytrzymałej stali stopowej x10crmovnb9-1 (p91), stosowanej do budowy kotłowych przegrzewaczy pary, zbiorniabstract tests results of p91 steel taken from a scrap of a new pipeline and a pipeline after 80 000 h of its exploitation in real steam conditions were presented. additionally, in the present paper comparative parameters were indicated. chemical composition analysis, microstructural observations, static tensile tests were carried out; also wöhler’s characteristics were outlined. moreover, there were considered results of nondestructive methods such us eddy currents that allow quantitative assessment of fatigue damage evolution of p91 steel. streszczenie przedstawienie wyników badań stali p91 w stanie dostawy i po 80 000 h przepracowanych na rurociągu pary świeżej oraz wskazanie parametrów porównawczych stanowi treść niniejszego opracowania. w pracy przedstawione zostały wyniki badań składu chemicznego, mikrostruktury, statycznej próby rozciągania oraz charakterystyki wöhlera. nawiązano też do wyników badań nieniszczących otrzymanych przy użyciu metody prądów wirowych umożliwiających ilościową ocenę stopnia degradacji zmęczeniowej stali p91. ków pary, zbiorników ciśnieniowych i rurociągów pary z przeznaczeniem do pracy w zakresie temperatur do 650°c. próbki do badań pobrano z dwóch rurociągów ze stali p91. jeden z wycinków pochodził z elementu rurociągu pary świeżej eksploatowanego przez 80 tys. h w warunkach ciśnienia 8,4 mpa oraz temperatury 540oc. drugi wycinek pochodził z części nieeksploatowanego rurociągu o tej samej średnicy, w stanie dostawy. proces degradacji proces degradacji tych elementów związany jest z oddziaływaniem warunków eksploatacyjnych (wysoka temp. i ciśnienie), w których dochodzi do takich procesów jak grafityzacja, kruchość wodorowa czy korozja wżerowa. dodatkowo dochodzi destruktywny wpływ przekroczenia nominalnych parametrów pracy potęgujący dynamikę rozwoju tych procesów. w praktyce przemysłowej uszkodzenia elementów 76 przegląd spawalnictwa 12/2013 części ciśnieniowej kotłów są skutkiem więcej niż jednego rodzaju procesu niszczenia. w wielu przypadkach jest to proces złożony, o którym decydują minimum dwa lub więcej głównych czynników. stąd konieczność rozwijania procedur w zakresie monitorowania procesów degradacji oraz definiowania prawdopodobnego mechanizmu niszczenia elementów instalacji energetycznych [1]. w związku z tym podjęto zagadnienie oceny wpływu oddziaływania warunków eksploatacyjnych w czasie 80 tys. h na mikrostrukturę i właściwości wytrzymałościowe stali p91. yniki badań w pierwszej kolejności obydwa wycinki poddano badaniom składu chemicznego dla potwierdzenia zgodności ze składem normatywym. wyniki przedstawione w tablicy i wskazują na dużą zgodność zawartości pierwiastków stopowych obydwu wycinków z zakresem normatywym. w kolejnym kroku przeprowadzono dla próbek zarówno w stanie dostawy, jak i po eksploatacji badania mikrostrukturalne oraz statyczną próbę rozciągania, która jednocześnie pozwoliła uzyskać parametry materiałowe (rm, re) niezbędne do testów zmęczeniowych. badania mikrostrukturalne próbek ze stali w stanie dostawy i w stanie po eksploatacji ujawniły strukturę odpuszczonego martenzytu z wydzieleniami węglików, jednak w przypadku stali eksploatowanej stwierdzono mniejszy ich udział. jak widać na rysunku 1 mikrostrukturę stali w stanie dostawy cechuje większa jednorodność struktury jak i wielkości ziaren. właściwości wytrzymałościowe stali p91 przed i po eksploatacji określono na podstawie statycznej próby rozciągania na próbkach płaskich o przekroju kwadratowym, wyciętych wzdłuż osi głównej elementów rurociągu. reprezentatywne charakterystyki wytrzymałościowe stali w stanie dostawy po eksploatacji przedstawiono na rysunku 2. w celu otrzymania wiarygodnych wyników próby rozciągania dla materiałów w stanie dostawy i po eksploatacji wykonano na pięciu próbkach. średnie wartości parametrów wyznaczonych z tych testów zestawiono w tablicy ii. wyniki badań wytrzymałościowych wskazują na znaczny spadek wytrzymałości stali pod wpływem eksploatacji przy niewielkim wzroście uplastycznienia. niemniej jednak zmierzone parametry, dla obydwu typów próbek, mieszczą się w szerokim zakresie normy. stan stali c mn cr mo v ni cu si s p p91 „0” 0,12 0,39 8,31 0,82 0,29 0,18 0,15 0,25 0,006 < 0,001 p91 „80 tys.” 0,11 0,43 8,16 0,86 0,24 0,28 0,13 0,15 0,008 0,042 pn 102162:2004 0,08÷0,12 0,3÷0,6 8÷9,5 0,85÷1,1 0,18÷0,25 < 0,4 < 0,3 0,2÷0,5 < 0,01 tab ica i. zawartość pierwiastków stopowych w próbkach ze stali p91 przed i po eksploatacji oraz wg pn 10216-2:2004 tab e i. the content of alloying elements in steel samples p91 before and after the operation and pn 10216-2:2004 rys. 1. mikrostruktura stali p91 w stanie dostawy przy powiększeniu 20x (a) i 50x (b) oraz stali p91 po eksploatacji przy powiększeniu 20x (c) i 50x (d). ig. 1. p91 in the microstructure of the steel is delivered at a magnification x20 (a) x50 and (b), and the p91 steel operating at a magnification of x20 (c) x50 and (d) rys. 2. reprezentatywne krzywe rozciągania dla próbek ze stali w stanie dostawy i po eksploatacji ig. 2. representative stress-strain curves for steel samples, as supplied and after the operation a) b) c) d) stan stali rm, mpa re, mpa a, % p91 stan „0” 900 661 23 p91 stan „80 000” 662 497 24,5 pn 10216-2:2004 630÷830 > 450 17÷19 tab ica ii. parametry wytrzymałościowe stali p91 przed i po eksploatacji oraz wg pn 10216-2:2004 tab e ii. the strength parameters of p91 steel before and after the operation, and by pn10216-2: 2004 77przegląd spawalnictwa 12/2013 kolejne badania o charakterze porównawczym dotyczyły badań trwałości zmęczeniowej próbek ze stali p91 w stanie dostawy i po eksploatacji. wyniki tych badań zestawione w formie charakterystyki wöhlera przedstawia wykres na rysunku 3. widać wyraźny spadek wytrzymałości w całym zakresie amplitudy naprężenia od 320 do 680 mpa. różnica w wartościach trwałości zmęczeniowej dla obydwu stanów materiału jest porównywalna w całym zakresie pomiarowym. tym samym wykazano spadek tego parametru niezależnie od amplitudy naprężenia. badania te wykonano na próbkach osiowosymetrycznych, klepsydrycznych. rys. 3. charakterystyka zmęczeniowa stali w stanie nowym (0 h) i po eksploatacji (80 tys. h) ig. 3. the fatigue characteristics of steel in new condition (0 h) and after operation (80 000 h) pods mowanie wyniki eksperymentów wykazały spadek właściwości mechanicznych stali wskutek eksploatacji. wykonywane badania zmierzają do wyznaczenia parametrów określających w sposób ilościowy stopień degradacji materiału. parametr wyznaczony w sposób nieniszczący na stali p91 opisany został w [1]. opis parametru uszkodzenia zmęczeniowego wyznaczanego na podstawie przebiegów odkształceń średnich oraz niesprężystych można znaleźć w [2, 3]. literat ra [1] kukla d., grzywna p., zagórski a. ocena rozwoju degradacji zmęczeniowej stali p91 na podstawie zmian kąta fazowego sygnału prądowirowego, przgląd spawalnictwa, 13/ 2012. [2] kukla d., zagórski a., grzywna p.: ocena rozwoju procesów zmęczeniowych związanych z lokalnymi odkształceniami na przykładzie stali p91 dla energetyki, energetyka, 08/2012. [3] kowalewski z., kukla d., grzywna p., szymczak t.: parametry uszkodzenia w procesie zmęczenia oraz ich miary, energetyka 11/2012. r redakcja przegląd spawalnictwa, ul. świętokrzyska 14a, 00-050 warszawa tel.: 22 827 25 42, fax: 22 336 14 79; e-mail: pspaw@ps.pl, www.pspaw.ps.pl 201407_pspaw.pdf 9przegląd spawalnictwa 7/2014 właściwosci złącza spawanego szyny podsuwnicowej spawanej metodą 111 properties of welded joint of bridge rail   welded by 111 method streszczenie celem artykułu jest przedstawienie różnic w mikrostrukturze złącza spawanego szyny podsuwnicowej a75 w zależności od miejsca prowadzenia obserwacji. szyna ta wykonana została ze stali 900a. miejscami prowadzenia obserwacji były: materiał rodzimy, strefa wpływu ciepła a także spoina w obszarach znajdujących się w stopce, środniku oraz główce szyny. słowa kluczowe: elektroda otulona, szyny jezdne abstract this article presents the differences in microstructure of welded joint of bridge rail a75 depending on point of observation. the bridge rail was manufactured of steel 900a. the observations was carried out in the base material, in the heat-affected zone and in the joint. the points of observation was located in the rail foot, in the web of the rail and in the rail head. keywords: manual metal arc, rail paweł bolanowski mgr inż. paweł bolanowski – politechnika świętokrzyska. autor korespondencyjny/corresponding author: pawelbolan@wp.pl wstęp współczesne tory składające się z dowolnej liczby szyn, po których poruszają się pojazdy szynowe, są nierozłącznie ze sobą połączone i bezstykowe. w większości przypadków wyeliminowane zostało tradycyjne łączenie odcinków szyn za pomocą łubek skręcanych śrubami. stało się to możliwe dzięki zastosowaniu spawalniczych metod łączenia szyn: spawania termitowego, zgrzewania elektrycznego oraz spawania łukiem elektrycznym. spawanie łukowe ręczne elektrodą otuloną nie jest stosowane do długich odcinków torów, ze względu na niską wydajność tej metody w porównaniu do spawania termitowego i zgrzewania. ma ono jednak pewną zaletę, ponieważ do wykonywania złączy metodą 111 nie są wymagane specjalne warunki, jak w przypadku spawania termitowego, ani stosowanie drogiego sprzętu, jak w przypadku zgrzewania. jeżeli jest potrzeba wykonania pojedynczego złącza toru, to najwłaściwszym rozwiązaniem wydaje się zastosowanie metody 111. przekrój poprzeczny szyny jest jednym z czynników wpływających na to, że szyny jako elementy poddawane spawaniu sprawiają trudności techniczne oraz technologiczne. szyna jest elementem o dużej grubości. aby wykonać złącze metodą 111, należy ułożyć wiele warstw, tym samym wielokrotnie oddziałując cieplnie na materiał. w konsekwencji można obserwować w różnych obszarach szyny różnice w mikrostrukturze, będące przyczyną zróżnicowania własciwości złącza. [1] celem niniejszego artykułu jest przedstawienie różnic występujących w mikrostrukturze szyny i jej złącza spawanego, zależnych od miejsca obserwacji mikroskopowych. 10 przegląd spawalnictwa 7/2014 materiały użyte do badań do wykonania złączy próbnych wykorzystano odcinki szyn ze stali 900a. zgodny z atestem skład chemiczny stali 900a podano w tablicy i, a wybrane właściwości mechaniczne w tablicy ii. do wykonania złącza zastosowano elektrody eb150 firmy esab (e42 4b 42). skład chemiczny stopiwa przedstawiony został w tablicy iii. właściwości mechaniczne stopiwa pokazane zostały w tablicy iv. wykonanie złącza przygotowane do spawania końce szyn ustawiono w odległości ok. 14 mm od siebie. mniejsza odległość utrudniałaby swobodny ruch elektrodą, większa zaś powodowałaby wydłużanie czasu pracy i zwiększenie kosztu zużytych elektrod. następnie ustawiono krawędzie jezdne szyn za pomocą stałego liniału. ze względu na to, iż główka szyny kurczy się bardziej niż jej stopka, styk był o ok. 3 mm podwyższony. zastosowano pomocnicze podkładki stalowe, zabezpieczające przed wyciekiem stopiwa. rysunek 1 przedstawia przygotowanie do spawania brzegów złącza próbnego. w fazie przygotowań do wykonania złącza opracowana została wstępna instrukcja technologiczna pwps. w tablicy v przedstawiono wybrane parametry technologiczne, ważne z punktu widzenia wykonania właściwego połączenia spawanego. tablica i. skład chemiczny stali 900a table i. chemical composition of 900a steel końce szyn podgrzano przed spawaniem palnikiem acetylenowo-tlenowym do temperatury ok. 330 °c. w czasie spawania temperatura międzyściegowa mieściła się w granicach 300÷330 °c. wartości te wynikają z wykresu ctpi stali o składzie chemicznym zbliżonym do składu stali 900a i były przestrzegane w celu uniknięcia powstania struktury martenzytycznej w strefie wpływu ciepła. w procesie spawania chłodzenie następuje bardzo gwałtownie. bardzo często wartość prędkości chłodzenia jest wyższa niż wartość krytyczna prędkości chłodzenia, której przekroczenie jest jednym z warunków powstania struktury martenzytycznej. drugim warunkiem powstania tej struktury jest zmniejszenie się temperatury poniżej określonej wartości. dla stali 900a wartość ta wynosi ok. 280 °c. podgrzanie materiału powyżej tej wartości temperatury sprawiło, że nawet jeśli został spełniony pierwszy warunek wystąpienia przemiany martenzytycznej (przekroczenie wartości prędkości krytycznej), to nie został spełniony drugi (wartość temperatury złącza była wyższa niż odpowiadająca linii ms na wykresie ctpi). jako że odprowadzanie ciepła następuje cały czas (np. w czasie dokonywania pomiaru temperatury), podgrzano materiał do temperatury wyższej aniżeli 280 °c. martenzyt jest niepożądany w strefie wpływu ciepła z powodu swej kruchości. pomiarów temperatury dokonywano termoelementem nicr – nial. na rysunku 2 przedstawiono wykonane złącze próbne szyny a75. szyna skład chemiczny, % c mn si p s 900a 0,72 1,06 0,33 0,15 0,15 tablica ii. właściwości mechaniczne stali 900a table ii. mechanical properties of 900a steel tablica iii. skład chemiczny stopiwa table iii. chemical composition of deposited metal tablica iv. właściwości mechaniczne stopiwa table iv. mechanical properties of deposited metal szyna właściwości mechaniczne rm, mpa a5, % 900a 940 11,8 elektroda skład chemiczny, % c mn si e 42 4 b 42 0,08 1,1 0,4 elektroda właściwości mechaniczne rm, mpa re, mpa a5, % kv, j e 42 4 b 42 550÷620 >420 22÷32 >65 (-40 °c) rys. 1. przygotowanie brzegów do spawania fig. 1. preparation of the groove for welding ścieg tw 1÷6 7÷9 10÷n metoda 111 111 111 111 wymiar spoiwa ø, mm 3,25 3,25 4,0 5,0 natężenie prądu, a 100÷120 100÷120 140÷150 180÷190 napięcie łuku, v 24÷25 24÷25 26÷27 27÷28 rodzaj prądu biegunowość = (+) = (+) = (+) = (+) prędkość spawania mm/min 120÷240 160÷200 160÷200 160÷200 tablica v. parametry technologiczne stosowane przy spawaniu szyny podsuwnicowej a75 table v. the technological parameters of welding of bridge rail a75 11przegląd spawalnictwa 7/2014 metodyka badań badania makrostruktury i mikrostruktury próbkę do badań pobrano mechanicznie z głębokości 10 mm od lica spoiny. schemat zarysu próbki do badań makrostruktury i mikrostruktury przedstawiono na rysunku 3. rys. 2. złącze próbne szyny podsuwnicowej a75 fig. 2. test welded joint of bridge rail a75 rys. 3. schemat zarysu próbki do badań makrostruktury i mikrostruktury fig. 3. scheme of profile of sample for macroscoping and micropscoping examination pobrana próbka, po wstępnej obróbce mechanicznej na frezarce, została przygotowana do badań metalograficznych na szlifierko-polerce firmy struers. mikrostrukturę stali 900a ujawniono odczynnikiem o składzie 97 cm³ alkoholu etylowego (95%) + 3 cm³ kwasu azotowego c.d.a. obserwacje makrostruktury prowadzone były na makroskopie az-100 produkcji firmy nikon. do wykonania badań mikrostruktury użyto mikroskopu świetlnego ma-200 firmy nikon. pomiary twardości pomiary twardości przeprowadzone zostały wzdłuż linii pokazanych na rysunku 4. rys. 4. schemat próbki do badań twardości z usytuowanymi liniami fig. 4. scheme of sample to hardness test with lines wykonano je za pomocą mikrotwardościomierza hpo – 10 produkcji firmy veb werkstoffprüfmaschinen. zastosowano obciążenie 49 n (hv5). makrostruktura i mikrostruktura złącza spawanego szyny a75 na rysunkach 5÷7 widoczna jest makrostruktura złącza spawanego szyny a75 przy różnych powiększeniach. punkty zaznaczone na rysunku 5 są miejscami obserwacji mikrostruktury. rys. 5. makrostruktura złącza spawanego szyny podsuwnicowej fig. 5. macrostructure of welded joint of bridge rail rys. 6. makrostruktura złącza spawanego szyny fig. 6. macrostructure of welded joint of bridge rail rys. 7. makrostruktura złącza spawanego szyny fig. 7. macrostructure of welded joint of bridge rail 12 przegląd spawalnictwa 7/2014 obserwacje mikrostruktury prowadzone były w punktach 1÷5, a÷e, a÷c oraz mr1 i mr2 wyszczególnionych na rysunku 5. na rysunkach 8 i 9 przedstawiona została mikrostruktura materiału rodzimego przy różnych powiększeniach. rys. 8. mikrostruktura materiału rodzimego fig. 8. microstructure of base material rys. 9. mikrostruktura materiału rodzimego fig. 9. microstructure of base material na rysunkach 10÷14 pokazano mikrostrukturę spoiny z punktów a, b, c, d i e wyszczególnionych na rysunku 5. rys. 10. mikrostruktura spoiny (punkt a na rys. 5) fig. 10. microstructure of joint (point a from fig. 5) rys. 11. mikrostruktura spoiny (punkt b na rys. 5) fig. 11. microstructure of joint (point b from fig. 5) rys. 12. mikrostruktura spoiny (punkt c na rys. 5) fig. 12. microstructure of joint (point c from fig. 5) rys. 13. mikrostruktura spoiny (punkt d na rys. 5) fig. 13. microstructure of joint (point d from fig. 5) rys. 14. mikrostruktura spoiny (punkt e na rys. 5) fig. 14. microstructure of joint (point e from fig. 5) 13przegląd spawalnictwa 7/2014 na rysunkach 15÷20 przedstawiono mikrostrukturę strefy wpływu ciepła. fotografie wykonywane były w punktach 1÷5 widocznych na rysunku 5. rys. 15. linia wtopienia (punkt 1 na rys. 5) fig. 15. line of fusion (point 1 from fig. 5) rys. 16. obszar gruboziarnisty strefy wpływu ciepła (punkt 2 na rys. 5) fig. 16. coarse grain microstructure in the heat-affected zone (point 2 from fig. 5) rys. 17. obszar rozrostu ziarna w strefie wpływu ciepła (punkt 3 na rys. 5) fig. 17. zone of grain growth in the heat-affected zone (point 3 from fig. 5) rys. 18. obszar normalizowania strefy wpływu ciepła (punkt 4 na rys. 5) fig. 18. zone of normalization in the heat-affected zone (point 4 from fig. 5) rys. 19. przejście z materiału rodzimego do strefy wpływu ciepła (punkt 5 na rys. 5) fig. 19. boundary between base material and heat-affected zone (point 5 from fig. 5) rys. 20. przejście z materiału rodzimego do strefy wpływu ciepła (punkt 5 na rys. 5) fig. 20. boundary between base material and heat-affected zone (point 5 from fig. 5) 14 przegląd spawalnictwa 7/2014 na rysunkach 21÷23 pokazano mikrostruktury zaobserwowane w punktach a, b, c widocznych na rysunku 5. rys. 21. linia wtopienia (punkt a na rys. 5) fig. 21. line of fusion (point a from fig. 5) rys. 22. obszar normalizowania strefy wpływu ciepła (punkt b na rys. 5) fig. 22. zone of normalization in the heat-affected zone (point b from fig. 5) rys. 23. przejście z materiału rodzimego do strefy wpływu ciepła (punkt c na rys. 5) fig. 23. contrast between base material and heat-affected zone (point c from fig. 5) badania twardości skutki wpływu cykli cieplnych spawania można zaobserwować pod mikroskopem. jednak wpływ ciepła przy spawaniu ma zasięg większy aniżeli widoczne zmiany morfologii mikrostruktury. z tego powodu w celu ustalenia rzeczywistego zasięgu wpływu ciepła przeprowadzono badania twardości. w tablicach vi i vii zamieszczono wyniki pomiarów twardości. na rysunku 24 przedstawiono wykres twardości mikrostruktury złącza spawanego na linii 1 w zależności od odległości od miejsca wykonania pierwszego pomiaru. lp. odległość od miejsca wykonania pierwszego pomiaru mm długość przekątnej odcisku mm twardość hv5 1 0,174 306 0 2 0,173 310 0,685 3 0,173 310 1,37 4 0,173 310 2,055 5 0,168 328 2,74 6 0,171 317 3,425 7 0,171 317 4,11 8 0,171 317 4,795 9 0,165 341 5,48 10 0,155 386 6,165 11 0,149 418 6,85 12 0,145 441 7,535 13 0,145 441 8,22 14 0,145 441 8,905 15 0,151 407 9,59 16 0,2 232 10,275 17 0,196 241 10,96 18 0,201 229 11,645 19 0,199 234 12,33 20 0,201 229 13,015 21 0,2 232 13,7 tablica vi. wyniki pomiarów twardości na linii 1 table vi. resuts of measure of hardness from line 1 rys. 24. wykres twardości złącza spawanego w zależności od odległości od miejsca wykonania pierwszego pomiaru na linii 1 fig. 24. graph of hardness of welded joint depending on the point of the distance from the first measurement on the line 1 15przegląd spawalnictwa 7/2014 lp. odległość od miejsca wykonania pierwszego pomiaru, mm długość przekątnej odcisku, mm twardość hv5 1 0 0,182 280 2 0,6525 0,182 280 3 1,305 0,182 280 4 1,9575 0,183 277 5 2,61 0,18 286 6 3,2625 0,182 280 7 3,915 0,172 313 8 4,5675 0,172 313 9 5,22 0,167 332 10 5,8725 0,164 345 11 6,525 0,165 341 12 7,1775 0,159 367 13 7,83 0,162 353 14 8,4825 0,151 407 15 9,135 0,168 328 16 9,7875 0,219 193 17 10,44 0,212 206 18 11,0925 0,213 204 19 11,745 0,212 206 20 12,3975 0,212 206 21 13,05 0,21 210 tablica vii. wyniki pomiarów twardości na linii 2 table vii. resuts of measure of hardness from line 2 na rysunku 25 przedstawiono wykres twardości mikrostruktury złącza spawanego na linii 2 w zależności od odległości od miejsca wykonania pierwszego pomiaru. rys. 25. wykres twardości złącza spawanego w zależności od odległości od miejsca wykonania pierwszego pomiaru na linii 2 fig. 25. graph of hardness of welded joint depending on the point of the distance from the first measurement on the line 2 analiza wyników po ujawnieniu mikrostruktury na przygotowanej do badań próbce stwierdzono w materiale rodzimym obszar o wyraźnie zmienionej mikrostrukturze. obszar ten (strefa wpływu ciepła) ma szerokość ok. 4 mm. wielkość ta została potwierdzona przez wykonanie badań twardości – w strefie wpływu ciepła z powodu zmian mikrostruktury można obserwować wzrost twardości. znaczne rozszerzenie swc występuje jedynie w przypadku zmiany kierunku przebiegu linii wtopienia. materiał rodzimy miał strukturę charakterystyczną dla stali o zawartości ok. 0,7% c, a więc perlityczno – ferrytyczną ze znaczną przewagą udziału perlitu. w celu określenia jak znaczna była przewaga perlitu dokonano odpowiednich obliczeń. zgodnie z atestem zawartość węgla w materiale rodzimym to 0,72%. informacja ta była przydatna do obliczenia procentowego udziału perlitu w mikrostrukturze spawanej stali. obliczenia wykonane zostały według następującego równanie: 0,72% = %p • 0,77% + (1 %p) • 0,008% 100% gdzie: %p – zawartość perlitu w mikrostrukturze stali 900a, 0,72% – procentowa zawartość węgla w stali 900a, 0,008% – rozpuszczalność węgla w ferrycie w temperaturze 20 °c. po dokonaniu obliczeń okazało się, że procentowa zawartość perlitu w mikrostrukturze materiału podstawowego to ok. 93%. stwierdzono, że w materiale rodzimym wielkość ziarn ferrytu to 20÷150 μm, a wielkość ziarn perlitu (kolonii perlitu) wynosi 200÷500 μm. obserwacje mikroskopowe spoiny pozwoliły zaobserwować mikrostrukturę ferrytyczną we wszystkich punktach obserwacji, gdyż używany był ten sam materiał dodatkowy. można było obserwować jednak różnice. na rysunkach przedstawiających mikrostrukturę w górnych punktach na rysunku 5 widać duże kryształy, a na kolejnych fotografiach (w dolnych punktach) coraz mniejsze. przyczyną takiego stanu rzeczy jest to, że układanie kolejnych warstw spoiny działało na poprzednie warstwy niczym obróbka cieplna i rozdrabniało ziarna. mikrostruktura spoiny miała budowę komórkowo – dendrytyczną. na linii przechodzącej przez punkty 1÷5 widoczne na rysunku 5 zaobserwowano obszar gruboziarnistyoraz obszar drobnoziarnisty. wraz ze wzrostem temperatury zwiększa się stopień przegrzania austenitu i następuje rozrost jego ziarn. przylegający do spoiny obszar strefy wpływu ciepła, który został nagrzany do najwyższej temperatury – obszar gruboziarnisty – ma największe utwardzenie, największą podatność na zimne pękanie oraz najmniejszą udarność [2]. 16 przegląd spawalnictwa 7/2014 podsumowanie szyny są przykładem elementów, w których po wykonaniu złącza spawanego można obserwować – z powodu dużej grubości przekroju poprzecznego – różnice w mikrostrukturze strefy wpływu ciepła i spoiny. jest tak, ponieważ wykonanie złącza wymaga ułożenia wielu warstw, co wiąże się z wielokrotnym wprowadzaniem ciepła do złącza. ciepło to oddziałuje wiele razy na wcześniej ułożone warstwy i na materiał podstawowy jak obróbka cieplna. w efekcie w obszarach znajdujących się przy stopce, środniku i główce szyny można obserwować ziarna o różnej grubości – przy główce grube, a przy stopce i środniku drobne. w związku z tymi różnicami można się spodziewać różnych właściwości mechanicznych w różnych częściach szyny – w szczególności różnych wartości udarności. różnice w mikrostrukturze są karbami niekorzystnymi szczególnie przy obciążeniach dynamicznych. nie ma to większego znaczenia w przypadku szyn podsuwnicowych, w których nie występują duże obciążenia udarowe. występują one jednak w przypadku szyn kolejowych. tam istnienie karbów ma duże znaczenie. ponadto spawanie łukowe ręczne elektrodą otuloną ma dużo mniejszą wydajność niż inne metody używane do nierozłącznego łączenia szyn. można więc stwierdzić, że metoda 111 może być stosowana do spawania krótkich odcinków szyn np. w zakładach przemysłowych na własne potrzeby. z różnych przyczyn, zarówno technicznych, technologicznych, jak i ekonomicznych nie powinna być stosowana na dużą skalę do spawania szyn kolejowych. literatura [1] wielgosz r.: łączenie bezstykowych szyn kolejowych, „mechanika, czasopismo techniczne”, wyd. politechniki krakowskiej, 2009 nr 6. [2] brózda j., pilarczyk j., zeman m.: spawalnicze wykresy przemian austenitu ctpc-s, wydawnictwo „śląsk”, katowice 1983. [3] przybyłowicz k.: metaloznawstwo, wydawnictwa naukowo – techniczne, warszawa 2007. na linii tworzonej przez punkty a÷c widoczne na rysunku 5 zaobserwowano jedynie obszar normalizowany. przyczyną tego, że na wspomnianej linii a÷c wystąpił jedynie obszar normalizowany jest to, że układanie coraz to nowych warstw sprawiło, iż linia ta była coraz dalej od źródła ciepła, jakim był łuk elektryczny. w końcu była ona na tyle daleko, że chłodzenie w miejscu jej występowania przestało być charakterystyczne dla procesu spawania – przestało być gwałtowne jak w punktach znajdujących się blisko działania łuku elektrycznego – stało się na tyle powolne, że przypominało bardziej przyspieszone chłodzenie na powietrzu, jak w przypadku wyżarzania normalizującego. temperatura, jaka oddziaływała na tej linii na materiał, miała w momencie układania wyższych warstw wartość ok. 850 °c. była to więc temperatura, do jakiej należy nagrzać stal o zawartości węgla 0,72% c, by uzyskać strukturę austenitu. odpowiednia temperatura oraz odpowiednia prędkość chłodzenia sprawiły, że na linii a÷ c wystąpił jedynie obszar normalizowany. podziękowania dziękuję mojemu ojcu – dr. inż. kazimierzowi bolanowskiemu za wsparcie oraz wskazówki dotyczące formy artykułu. dziękuję także dr. inż. wojciechowi depczyńskiemu, który uczył mnie obsługi urządzeń niezbędnych do przeprowadzenia badań i dr. inż. andrzejowi skrzypczykowi za krytykę, która była impulsem do pisania publikacji. przeglad welding technology review 201403_pspaw_5894.pdf 4 przegląd spawalnictwa 3/2014 sebastian pawlak maciej różański sebastian stano grzegorz muzia termografia aktywna jako nowa metoda badań nieniszczących połączeń zakładkowych spawanych laserowo active thermography as a new non-destructive  testing method of laser welded lap joints t p połączenia zakładkowe spawane laserowo są obecnie coraz częściej stosowane m.in. w branży motoryzacyjnej przy wytwarzaniu karoserii i innych elementów samochodu. w ostatnich latach wysokowydajne, nowoczesne metody spawania laserowego w wielu przypadkach zastąpiły z bardzo dobrymi efektami tradycyjną metodę rezystancyjnego zgrzewania punktowego. wynika to z powszechnie znanych, licznych zaa tract the application of active thermography for non-destructive testing of laser welded lap joints (with partial joint penetration) was presented in this article. the methodo logy, specimen preparation and applied apparatus were described. thermal images of the specimens obtained during experiments were analyzed using procedure based on maximum thermal contrast determination. prepared laser welded lap joints were examined using typical macro image analysis of selected cross sections of joints. the obtained experimental results showed that considered method has a great potential to be successfully applied for non-destructive testing of laser welded lap joints. eyword active thermography, lap joints, non-destructive testing stre zczenie w artykule przedstawiono zastosowanie termografii aktywnej do badań nieniszczących połączeń zakładkowych blach spawanych laserowo bez pełnego przetopienia. opisano opracowaną metodologię badań, sposób wytworzenia połączeń próbnych oraz zastosowane stanowisko badawcze. uzyskane obrazy termograficzne zostały poddane analizie polegającej na wyznaczeniu maksymalnego kontrastu temperaturowego. ocenę wykonanych połączeń przeprowadzono na podstawie analizy makrostruktury wybranych przekrojów poprzecznych próbek. na podstawie wyników badań termograficznych stwierdzono, że zaproponowana metoda może być z powodzeniem zastosowana do nieniszczących badań połączeń zakładkowych spawanych laserowo. słowa kl czowe termografia aktywna, połączenia zakładkowe, badania nieniszczące let spawania laserowego, takich jak np.: duża gęstość mocy, duża elastyczność procesu, duża prędkość spawania przy małych odkształceniach samego elementu, łatwość automatyzacji i robotyzacji [1÷3]. w przypadku wykonywania połączeń zakładkowych, technologia spawania laserowego umożliwia stosowanie zmniejszonej szerokości zakładki w stosunku do tej, która wymagana jest podczas zgrzewania rezystancyjnego (rys. 1) ze względu na rozmiary elektrod i konieczny naddatek w celu uniknięcia niepożądanego zjawiska wyprysku. r inż se a tian pawlak – politechnika śląska w gliwicach, dr inż acie r ża ki, dr inż se a tian stano – instytut spawalnictwa w gliwicach, mgr rzegorz zia – instytut metali nieżelaznych w gliwicach. autor korespondencyjny/corresponding author: sebastian.pawlak@polsl.pl 5przegląd spawalnictwa 3/2014 mniejsza ilość użytego materiału, wynikająca z zastosowania mniejszej szerokości połączenia zakładkowego, przyczynia się do obniżenia masy karoserii, spełniając tym samym jeden z aktualnych wymogów branży motoryzacyjnej w zakresie redukcji masy własnej pojazdu. obserwowane obecnie efekty dążenia do zmniejszenia masy pojazdu są w znacznej mierze wynikiem realizowanego w przeszłości projektu ulsab (ang. ultralight steel auto body), w którym zaproponowano zredukowanie przekrojów elementów konstrukcyjnych karoserii przez zastąpienie dotychczas stosowanych stali nowymi, zaawansowanymi stalami o dużej wytrzymałości typu ahss (ang. advanced high strength steels) oraz użycie technologii spawania laserowego do łączenia stalowych elementów składowych karoserii (np. elementów typu tailored welded blanks) [1, 4, 5]. w wyniku zastosowania spawania laserowego można uzyskać poprawę sztywności całej karoserii ze względu na możliwość wytworzenia złącza ciągłego na całej długości zakładki. istnieje także możliwość zaprojektowania korzystnego rozkładu naprężeń przenoszonych przez elementy łączone poprzez odpowiedni dobór długości lub/i kształtu złącza. zaletą technologii spawania laserowego jest również możliwość dostępu do tych obszarów karoserii, gdzie duże gabarytowo urządzenia do zgrzewania elektrooporowego są bezużyteczne. ponadto, stosując spawanie laserowe do połączeń zakładkowych, wystarczy dostęp tylko do jednej z łączonych blach, co daje dodatkowe możliwości, które obecnie brane są pod uwagę na etapie projektowania procesu technologicznego łączenia elementów składowych karoserii [6]. pomimo wymienionych przykładowych zalet technologii spawania laserowego, pewnym problemem okazało się samo spawanie ocynkowanych blach karoseryjnych, w szczególności w przypadku połączenia zakładkowego z „zerową” szczeliną pomiędzy łączory 1 poglądowe porównanie szerokości zakładki w zależności od technologii łączenia elementów karoserii: a) zgrzewanie rezystancyjne punktowe, b) spawanie laserowe ig 1 comparison of lap width depending on joining technology of car-body parts: a) resistance spot welding, b) laser welding nymi blachami. w uproszczeniu problem ten polega na tym, że podczas spawania ocynkowanych blach stalowych cynk odparowuje, gdyż jego temperatura wrzenia (906°c) jest znacząco mniejsza od temperatury topnienia stali podłoża (ponad 1500°c) – cynk w postaci pary pod ciśnieniem „wyrzuca” ciekłą stal z jeziorka spawalniczego. efektem tego zjawiska są niezgodności spoiny (np. pęcherze i pory), które w sposób istotny obniżają wytrzymałość mechaniczną połączenia. sposoby zapobiegania temu zjawisku stanowią odrębne zagadnienie opisywane m.in. w [7, 8]. poza przytoczonym utrudnieniem, przy spawaniu laserowym blach z powłoką cynkową, podczas wytwarzania połączeń zakładkowych mogą wystąpić również inne niezgodności powstałe w czasie realizacji ustalonego procesu, jak np. lokalny brak połączenia obu blach, którego przyczyną może być m.in. chwilowe wahanie mocy wiązki laserowej. do niezgodności tych zaliczyć można przypadki zilustrowane na rysunkach 2a i 2b. ry 2 przypadki uzyskiwanej głębokości wtopienia przy spawaniu laserowym blach na zakładkę: a) brak przetopienia na wskroś górnej blachy, b) pełne przetopienie górnej blachy z jednoczesnym „przyklejeniem” ciekłego metalu do blachy dolnej, c) połączenie prawidłowe ig 2 cases of obtained penetration depth during laser welding of metal sheets in the lap joint configuration: a) lack of full penetration of top sheet, b) full penetration of top sheet where liquid metal touches the bottom sheet, c) correct joint często, ze względu na specyfikację danego elementu karoserii i niektórych części samochodu, konieczne jest uzyskanie połączenia bez przetopienia na wskroś, jak na rysunku 2c. wynika to głównie z walorów estetycznych w przypadku elementów widocznych, gdyż jedynie ta blacha, na którą pada wiązka lasera, ma widoczną linię przetopienia na długości złącza. w każdym z przykładów jak na rysunku 2, z uwagi na to, że wygląd lica spoiny jest podobny (lub taki sam) i brak jest widocznej grani, nie ma możliwości oceny tego typu połączenia metodą wizualną. do oceny ciągłości materiałowej połączeń spawanych stosuje się techniki ultradźwiękowe, lecz istotnym problemem jest tu przede wszystkim wydajność, która ma kluczowe znaczenie przy kontroli jakości w produkcji seryjnej. poza zdecydowanie lepszą estetyką połączeń zakładkowych bez pełnego przetopienia, nie ulega przy tym uszkodzeniu powłoka cynkowa na powierzchni zewnętrznej blachy nieprzetopionej na wskroś, co z kolei minimalizuje negatywny wpływ łączenia na właściwości antykorozyjne, który jest istotnym problemem będącym przedmiotem licznych naukowych analiz [9]. 6 przegląd spawalnictwa 3/2014 w praktyce produkcyjnej wytwarzania karoserii i innych części samochodu odnotowano przypadki, w których – pomimo ustalonych, prawidłowo dobranych warunków procesu spawania laserowego – występuje miejscowy brak połączenia obu blach, co prowadzi do obniżenia wytrzymałości mechanicznej całego produktu. z tego względu przemysł motoryzacyjny „zgłasza” zapotrzebowanie na efektywną metodę badań nieniszczących połączeń zakładkowych spawanych laserowo. w ostatnich latach obserwuje się znaczny wzrost zainteresowania termografią aktywną jako nieniszczącą metodą badań materiałów inżynierskich. do tej pory stosowano tę metodę z bardzo dobrymi efektami głównie do badań materiałów kompozytowych dla przemysłu lotniczego, w którym występuje problem kontroli elementów o dużych gabarytach, gdzie tradycyjne metody (np. techniki ultradźwiękowe) są wprawdzie skuteczne, ale jednocześnie mało wydajne [10]. wcześniejsze autorskie wyniki badań dowiodły przydatności termografii aktywnej w ocenie jakości zakładkowych połączeń lutowanych, gdzie analizowano za pomocą tej metody stopień wypełnienia ciekłym lutem przestrzeni (szczeliny) pomiędzy łączonymi blachami [11]. w odpowiedzi na zapotrzebowanie branży motoryzacyjnej i ze względu na wcześniejsze doświadczenia w zakresie badań nieniszczących połączeń nierozłącznych z zastosowaniem termografii aktywnej, autorzy podjęli badania eksperymentalne mające na celu sprawdzenie możliwości zastosowania tej metody do oceny jakości połączeń zakładkowych spawanych laserowo bez pełnego przetopienia. niniejszy artykuł stanowi kontynuację rozpoczętych wcześniej prac nad rozwojem termografii aktywnej jako nieniszczącej metody badań połączeń nierozłącznych. adania wła ne cel i metodyka ada w celu analizy możliwości zastosowania termografii aktywnej do badań połączeń zakładkowych blach spawanych laserowo bez pełnego przetopienia, opracowano plan badań uwzględniający: dobór materiału do badań, sposób wytworzenia połączeń próbnych (w tym dobór parametrów procesu spawania laserowego), sposób analizy wyników badań termograficznych oraz dobór metody oceny jakości połączeń próbnych w celu właściwej interpretacji wyników badań termograficznych. zgodnie z postawionym celem eksperymentu, badaniom poddano próbki zawierające: złącze wykonane wadliwie w sposób zamierzony (brak ciągłości przetopienia blach), złącze wykonane prawidłowo (celem porównania obrazów termograficznych podczas analizy wyników). szczegółowe dane dotyczące sposobu wytworzenia próbek i symulacji wady złącza próbnego zamieszczono w kolejnym punkcie. uwzględniając zasadę prowadzenia badań metodą termografii aktywnej, założono że ciągłość materiałowa (lub jej brak) na długości linii złącza spawanego laserowo będzie miała wystarczający wpływ na – aktywowany dla celów badawczych – nieustalony przepływ ciepła, którego efektem jest podlegający interpretacji rozkład temperatury na powierzchni próbki. ilościowej oceny rozkładu temperatury dokonano na podstawie wyznaczonej wartości maksymalnego kontrastu temperaturowego. jakość uzyskanych złączy (głębokość przetopienia w trzech wybranych miejscach charakterystycznych) została potwierdzona przez analizę makrostruktury przekrojów poprzecznych złącza. przygotowanie pr ek do ada zgodnie z postawionym celem eksperymentu przygotowano dwie próbki do badań; pierwszą (oznaczoną jako próbka 1) – charakteryzującą się miejscowym brakiem ciągłości wtopienia w dolną blachę na długości linii złącza; drugą (oznaczoną jako próbka 2) – posiadającą ciągłość wtopienia na całej długości linii złącza. umownie przyjęto, że próbka z ciągłością przetopienia dolnej blachy stanowić będzie próbkę referencyjną ze złączem wykonanym prawidłowo, a próbka o braku ciągłości przetopienia dolnej blachy symulować będzie próbkę wadliwą. wytworzone połączenia zakładkowe składały się z dwóch blach o grubości 2,5 mm, w kształcie kwadratu o boku 100 mm, ułożonych osiowo jedna na drugiej. próbki te wykonano w instytucie spawalnictwa w gliwicach na zrobotyzowanym stanowisku do spawania laserowego. stanowisko to wyposażone jest w laser na ciele stałym o maksymalnej mocy wiązki równej 12 kw. głowica robocza cfo firmy trumpf zawiera soczewkę skupiającą o długości ogniskowej 300 mm i umożliwia uzyskanie średnicy ogniska wiązki laserowej 0,45 mm. w celu uzyskania wyżej opisanych złączy zaprogramowano trajektorię przemieszczenia głowicy po linii prostej o długości 60 mm, składającą się z trzech stref, dla których – przy stałej prędkości przesuwu głowicy – możliwe było ustawienie różnych poziomów wartości mocy wiązki laserowej (zgodnie z rys. 3). ry 3 schematy przebiegów prędkości spawania (v) i mocy wiązki laserowej (p) wzdłuż ściegu spoiny podczas wykonywania połączeń próbnych ig 3 schemes of welding speed diagram (v) and laser beam power diagram (p) along run of joint during preparation of specimens 7przegląd spawalnictwa 3/2014 ze względu na to, że dodatkowym celem eksperymentu było badanie połączeń, dla których ocena wizualna wyniku procesu spawania nie jest możliwa, dobrano parametry procesu (tabl. i) spawania laserowego tak, aby nie uzyskać pełnego przetopienia (widocznej grani spoiny) od strony zewnętrznej dolnej blachy w obu próbkach do badań. próbki przed badaniami termograficznymi zostały pokryte z jednej strony czarną matową farbą o współczynniku emisyjności równym ok. 0,93, celem wyeliminowania przypadkowych odbić światła w warunkach prowadzonego eksperymentu i ujednolicenia emisyjności powierzchni, na której przewidziano rejestrację obrazów. stanowi ko adawcze i prze ieg ada termogra cznyc badania termograficzne metodą aktywną wykonano w instytucie metali nieżelaznych w gliwicach na stanowisku badawczym własnej konstrukcji [12]. stanowisko to zaprojektowano tak, aby możliwe było precyzyjne ustawienie i zachowanie jednakowych warunków pomiarowych dla każdej próbki badanej. realizowane jest to dzięki zastosowaniu przesłony ruchomej mającej za zadanie czasowe odsłanianie (na czas nagrzewania) powierzchni próbki w celu zainicjowania nieustalonego przepływu ciepła. napęd przesłony ruchomej sterowany jest programowalnym sterownikiem plc, co umożliwia precyzyjne ustawienie czasu nagrzewania z dokładnością ok. 0,1 s (w eksperymencie tym czas nagrzewania wynosił 0,8 s). powtarzalność warunków pomiarowych, którą zapewnia opisywane stanowisko badawcze, jest wymagana w przypadku konieczności przeprowadzenia analizy porównawczej uzyskiwanych obrazów termograficznych. do wymuszenia cieplnego użyto promiennika podczerwieni o mocy 1200 w i zakresie emitowanej fali elektromagnetycznej od 2 do 10 μm. promiennik ten dobrano tak, aby jego powierzchnia robocza była większa od rozmiarów próbki w celu zapewnienia równomiernego nagrzewania. sekwencje obrazów termograficznych rejestrowano kamerą termowizyjną thermacamtm sc640 firmy flir-systems, połączoną z komputerem klasy pc stanowiącym układ sterujący kamerą z poziomu oprogramowania researcher professional 2.9, które wykorzystywano również do analizy uzyskanych obrazów. uproszczony schemat układu pomiarowego przedstawiono na rysunku 4. oznaczenie próbki moc p1 kw moc p2 kw prędkość spawania m/min położenie ogniska wiązki laserowej natężenie wypływu gazu (argon) osłonowego l/min 1 2,5 1,0 2,0 0 8 2 2,5 2,5 2,0 0 8 ta lica i parametry procesu spawania laserowego złączy próbnych ta le i parameters of laser welding used for specimens preparation obrazy termograficzne rejestrowano na powierzchni tej blachy, która nie została przetopiona na wskroś podczas spawania (blacha bez śladów wykonanego złącza na jej widocznej powierzchni zewnętrznej). procedura pomiarowa, obejmująca aktywowany dla celów badawczych proces nieustalonego przepływu ciepła, odbywała się następująco: impulsowe nagrzewanie powierzchni próbki przez promieniowanie, przepływ ciepła w kierunku grubości próbki badanej, rejestracja obrazów termograficznych na powierzchni próbki przeciwległej do jej powierzchni nagrzewanej (począwszy od chwili rozpoczęcia procesu nagrzewania). do analizy tak uzyskanych obrazów termograficznych zastosowano procedurę polegającą na wyznaczeniu maksymalnego kontrastu temperaturowego δt(t) definiowanego jako różnica temperatury pomiędzy dwoma umownymi punktami; jeden punkt pochodzący z obszaru bez wady, drugi punkt pochodzący z obszaru zawierającego wadę. analiza wynik w ada w wyniku badań termograficznych otrzymano sekwencje obrazów, które poddano kolejno analizie polegającej na wyznaczeniu maksymalnego kontrastu temperaturowego na zdefiniowanych obszarach charakterystycznych wzdłuż linii złącza i porównaniu wyników dla obu próbek badanych. na rysunkach 5 i 6 pokazano wybrane obrazy termograficzne zarejestrowane na powierzchni próbek 1 i 2. na rysunkach tych zamieszczono dodatkowo wykresy przedstawiające chwilowy rozkład temperatury wzdłuż linii złącza o długości 60 mm, zaznaczonego białą poziomą linią prostą. obraz termograficzny powierzchni próbki 1 (rys. 5) wybrano jako najbardziej reprezentatywny ze względu na największą wartość kontrastu temperaturowego ry 4 schemat układu pomiarowego; 1 – kamera termowizyjna, 2 – próbka badana, 3 – układ mocowania próbki, 4 – promiennik podczerwieni, 5 – przesłona ruchoma ig 4 scheme of measurement configuration; 1 – ir camera, 2 – specimen tested, 3 – specimen holder system, 4 – ir radiator, 5 – movable heat barrier 8 przegląd spawalnictwa 3/2014 występującego wzdłuż linii złącza (wartość ta jest różnicą pomiędzy wartością w punkcie t1 – pochodzącą ze środka linii złącza, a wartością w punkcie t2 – o wyraźnie szybszym wzroście temperatury). na rysunku 7 pokazano uzyskane przebiegi zmian temperatury i kontrastu temperaturowego w czasie. dla próbki 1 uzyskano stosunkowo wysoką wartość maksymalnego kontrastu temperaturowego równą 0,9°c (rys. 7), co wskazuje na prawidłowo dobrane warunki wymuszenia cieplnego, czego efektem są przejrzyste i czytelne obrazy termograficzne, które mogą być z powodzeniem poddane interpretacji wzrokowej lub stosując me-tody analizy obrazu. z praktyki badań termograficznych wiadomo, że wartość kontrastu temperaturowego oscylująca wokół zera (dowolnej jednostki temperatury), w całym przedziale czasu rejestracji zmian temperatury, wskazuje na brak występowania wady w materiale (jak dla próbki 2). natomiast pojawienie się charakterystycznego wzrostu wartości kontrastu temperaturowego (np. o ok. 1 przyjętej jednostki temperatury) wskazuje na istnienie wady materiałowej – w rozpatrywanym przypadku jest to brak ciągłości złącza (próbka 1). największą wartość kontrastu temperaturowego uzyskano po 4,5 s, licząc od chwili zainicjowania nieustalonego przepływu ciepła w kierunku grubości próbki. na obrazie termograficznym powierzchni próbki 1 (rys. 5) widoczne są dwa oddzielone od siebie pola o podwyższonej temperaturze usytuowane wzdłuż linii złącza, które wskazują na miejscowy brak ciągłości przetopienia obu blach. powstałe pola o podwyższonej temperaturze są wynikiem efektywnego przepływu ciepła (czyste przewodzenie) w miejscach ciągłości materiałowej. pomimo przedstawionej analizy wyników badań na podstawie oceny kontrastu temperaturowego, samo stwierdzenie wystąpienia nieciągłości złącza okazało się możliwe już podczas obserwacji wzrokowej rejestrowanych sekwencji obrazów termograficznych. w przypadku próbki 2, stanowiącej w tym eksperymencie próbkę referencyjną, uzyskano wartość kontrastu temperaturowego bliską zeru w czasie trwania całego pomiaru, co wskazuje na ciągłość przetopienia obu blach, która uwidacznia się jednorodnym rozkładem temperatury wzdłuż linii złącza. na wybranym obrazie termograficznym powierzchni tej próbki widoczne jest jednolite pole o wyraźnie podwyższonej temperaturze (rys. 6). w celu sprawdzenia poprawności interpretacji uzyskanych wyników badań termograficznych przeprowadzono ocenę jakości złączy testowych na podstawie analizy makrostruktury przekrojów poprzecznych prostopadłych do linii złącza w trzech wybranych miejscach. na rysunkach 8 i 9 pokazano widok powierzchni i makrostruktury przekrojów poprzecznych złączy odpowiednio dla próbek 1 i 2. ry 5 obraz termograficzny powierzchni próbki 1 (białą linią prostą zaznaczono położenie osi złącza); wykres liniowy przedstawia chwilowy rozkład temperatury wzdłuż linii złącza ig 5 thermal image of the surface of specimen 1 (white straight line indicates the position of joint axis); linear diagram shows a momentary temperature distribution along joint line ry 6 obraz termograficzny powierzchni próbki 2 (białą linią prostą zaznaczono położenie osi złącza); wykres liniowy przedstawia chwilowy rozkład temperatury wzdłuż linii złącza ig 6 thermal image of the surface of specimen 2 (white straight line indicates the position of joint axis); linear diagram shows a momentary temperature distribution along joint line ry 7 wykresy przebiegów zmian temperatury i kontrastu temperaturowego w czasie dla próbki 1; przebieg zmian temperatury w obszarze braku przetopienia (t1), przebieg zmian temperatury w obszarze przetopienia obu blach (t2) ig 7 diagrams of temperature changes and temperature contrast vs. time for specimen 1; temperature changes in the region of lack of penetration (t1), temperature changes in the region of full penetration of both sheets (t2) 9przegląd spawalnictwa 3/2014 przedstawione wyniki eksperymentalne wskazują, że termografia aktywna może być rozpatrywana jako nowa metoda badań nieniszczących połączeń zakładkowych blach spawanych laserowo. skuteczność analizowanej metody badawczej wynika z możliwości rejestracji rozkładu temperatury na powierzchni próbki, który jest efektem przepływu ciepła różniącego się w zależności od występującej ciągłości materiałowej złącza. pomimo obiecujących rezultatów uzyskanych w warunkach laboratoryjnych na specjalnie zaprojektowanych próbkach, konieczne jest prowadzenie dalszych badań, np. uwzględniających również połączenia zawierające inne niezgodności, jak np. wadę charakteryzującą się pełnym przetopieniem jednej blachy, gdzie jednocześnie dochodzi do styku („przyklejenia”) roztopionego metalu z drugą blachą (rys. 2b). w przypadku występowania takiego „przyklejenia” w obszarze o pożądanym połączeniu obu blach, ze względu na przypuszczalnie wysoką efektywność przewodzenia ciepła w miejscu tego styku, istnieje możliwość otrzymania rozkładu temperatury zbliżonego do tego, jaki uzyskuje się dla złącza prawidłowego, co doprowadzić może do błędnej interpretacji wyników. z tego względu w przyszłych pracach planem badań objęte będą dodatkowo połączenia zakładkowe zawierające inne spotykane wady i na tej podstawie dokonana zostanie kompletna ocena efektywności rozwijanej metody badawczej. widoczny na rysunku 8 miejscowy brak ciągłości połączenia blach (przekrój b-b) w środkowej części próbki był przyczyną uzyskania obrazu termograficznego charakteryzującego się dwoma oddzielnymi obszarami o wyraźnie podwyższonej temperaturze. z kolei widok przekroju a-a ujawnił kolejną wadę złącza próbki 1 w postaci pustki widocznej na wysokości styku obu blach łączonych, która powstała w sposób niezamierzony (rys. 8). obecność pustki w miejscu przetopienia blach spowodowała zmniejszenie efektywnej powierzchni złącza i dlatego prawdopodobnie na obszarze tym zarejestrowano wyraźnie mniejszą temperaturę od tej emperatury na obszarze złącza niezawierającego żadnej wady, co widać na obrazie termograficznym na rysunku 4. można przypuszczać więc, że analizowana metoda badawcza, poza wykrywaniem całkowitego braku ciągłości materiałowej, pozwoli również na wykrywanie mniejszych wad, takich jak np. pustki lub pęcherze. z kolei makrostruktury przedstawione na rysunku 9 potwierdzają założoną ciągłość przetopienia na całej długości linii złącza próbki 2. efektem tej ciągłości była wysoka efektywność przepływu ciepła i wynikający z tego równomierny rozkład temperatury na powierzchni tej próbki (rys. 6). ry 8 widok powierzchni próbki 1 oraz makrostruktury przekrojów poprzecznych w trzech wybranych miejscach złącza ig 8 view of the surface of specimen 1 and macrostructures of cross-sections in three selected places of the joint ry 9 widok powierzchni próbki 2 oraz makrostruktury przekrojów poprzecznych w trzech wybranych miejscach złącza ig 9 view of the surface of specimen 2 and macrostructures of cross-sections in three selected places of the joint nio ki opracowana metodologia badań umożliwiła uzyskanie wyników, które dowiodły przydatności termografii aktywnej w ocenie jakości połączeń zakładkowych blach spawanych laserowo bez pełnego przetopienia. w wyniku właściwie dobranych warunków wymuszenia cieplnego otrzymano sekwencje obrazów termograficznych, na podstawie których możliwe było jednoznaczne wskazanie obszaru próbki zawierającego symulowaną wadę w postaci nieciągłości złącza. wada ta widoczna była podczas samej obserwacji wzrokowej rozkładu temperatury na powierzchni próbki na obrazie termograficznym, natomiast dalsza analiza wynikająca z procedury wyznaczania maksymalnego kontrastu temperaturowego umożliwiła wyrażenie wyników w sposób ilościowy. zaproponowana metoda stanowi perspektywiczną, stosunkowo prostą w realizacji i szybką metodę badań nieniszczących połączeń zakładkowych blach spawanych laserowo bez pełnego przetopienia, która może być zastosowana w warunkach przemysłowych. 10 przegląd spawalnictwa 3/2014 literat ra [1] ma j., kong f., carlson b., kovacevic r.: mitigating zinc vapor induced weld defects in laser welding of galvanized high-strength steel by using different supplementary means. welding processes. intech, new york, 2012, 117÷138. [2] cavusoglu n., ozden h.: automobile manufacturing using laser beam welding. welding journal, vol. 92, no. 2, 2013, 32÷37. [3] stano s.: new solid-state lasers and their application in welding as generators of laser radiation, welding international, 21/3, 2007, 173÷179. [4] grajcar a., różański m., stano s., kowalski a., grzegorczyk b.: effect of heat input on microstructure and hardness distribution of laser welded si-al trip-type steel, advances in materials science and engineering, vol. 2014, id 658947, 1÷8. [5] ultralight steel auto body final report, first edition. american iron and steel institute, washington, usa, 1998. [6] mei l., yi j., yan d., liu j., chen g.: comparative study on co2 laser overlap welding and resitance spot welding for galvanized steel. materials and design 40, 2012, 433÷442. [7] chen g., mei l., zhang m., zhang y., wang z.: research on key influence factors of laser overlap welding of automobile body galvanized steel. optics & laser technology, vol. 45, 2013, 726÷733. [8] kong f., ma j., carlson b., kovacevic r.: real-time monitoring of laser welding of galvanized high strength steel in lap joint configuration. optics & laser technology 44, 2012, 2186÷2196. [9] gruszczyk a., sędek b.: odporność korozyjna połączeń lutospawanych stali ocynkowanej. przegląd spawalnictwa nr 9/2007, 32÷36. [10] bates d., smith g., lu d., hewitt j.: rapid thermal non-destructive testing of aircraft components. composites: part b 31, 2000, 175÷185. [11] pawlak s., różański m., muzia g.: zastosowanie termografii aktywnej do badań nieniszczących połączeń lutowanych. przegląd spawalnictwa nr 2/2013, 24÷28. [12] pawlak s.: termograficzna metoda oceny rozkładu udziału włókien w kompozytach epoksydowo-węglowych (rozprawa doktorska). politechnika śląska w gliwicach, wydział mechaniczny technologiczny, gliwice 2010. ydział inżynierii prod kc i politec niki ar zaw kie gmach nowy technologiczny warszawa, ul. narbutta 85, sala nt 129 dojazd tramwajami: 17 i 33 ata i godzina prelegent temat odczyt 17-04-2014 godz. 1700 gr inż andrze paczy ki produkcja rurociągów aparatu do wydobywania ropy i gazu z dna morza 22-05-2014 godz. 1700 gr inż art r ierwatow ki, szef utrzymania ruchu huty arcelormittal warszawa sp. z o.o. nowoczesne technologie wytwarzania stali po odczynie odbędzie się uroczyste spotkanie z okazji „dnia spawalnika” 26-06-2014 godz. 1700 gr inż igniew czekała, radwar sa radary pasywne odczyty techniczne organizowane przez sekcję spawalniczą ow simp, w ii kwartale 2014 r., dostępne dla członków simp, not oraz wszystkich sympatyków spawalnictwa. temporary maintenance temporary maintenance the web server for is currently undergoing some maintenance. try this page again what happened? servers and websites need regular maintnance just like a car to keep them up and running smoothly. what can i do? if you're a site vistor if you need immediate assistance, please send us an email instead. we apologize for any inconvenience. if you're the site owner the maintenance period will mostly likely be very brief, the best thing to do is to check back in a few minutes and everything will probably be working normal agian. ps 12 2015 www 92 przegląd spawalnictwa vol. 87 12/2015 zastosowanie mikroskopii akustycznej do oceny niezgodności połączeń zgrzewanych punktowo application of acoustic microscopy for evaluation of defects in spot welded joints dr inż. marcin korzeniowski, dr inż. beata białobrzeska, dr inż. paweł kustroń, mgr inż. ewa harapińska – politechnika wrocławska, wydział mechaniczny. autor korespondencyjny/corresponding author: pawel.kustron@pwr.edu.pl streszczenie w artykule przedstawiono możliwości wykorzystania mikroskopii akustycznej do oceny niezgodności połączeń zgrzewanych. w ramach prac badawczych wykonano połączenia zgrzewane dwóch gatunków blach aluminowych en aw5754 h24 oraz en aw6005 t606, które następnie zostały poddane badaniom nieniszczącym z wykorzystaniem mikroskopii akustycznej oraz konwencjonalnym badaniom niszczącym z wykorzystaniem tradycyjnych technik przy użyciu mikroskopii świetlnej. słowa kluczowe: zgrzewanie oporowe, mikroskopia akustyczna, aluminium abstract the article presents the possibilities of using of acoustic microscopy to evaluate of defects of spot welded joints. for this purpose, the spot welded joints were made from two grades of alumina plates en aw5754 h24 and en aw6005 t606, which were then subjected to non-destructive testing using acoustic microscopy and conventional destructive macroscopy. additionally, it was examined the influence of the typical contaminants found in industrial conditions for the quality of the joint. keywords: resistance welding, acoustic microscopy, aluminium wstęp jak podają dane statystyczne, w polsce wykonuje się około 2 miliardów zgrzein punktowych rocznie [1]. spowodowało to gwałtowne zapotrzebowanie na nieniszczące techniki pozwalające badać właściwości mechaniczne materiałów, skład, strukturę materiałów oraz nieciągłości wewnętrzne. jedną z metod umożliwiającą badanie struktury wewnętrznej zgrzein punktowych z dużą rozdzielczością przestrzenną po procesie zgrzewania jest skaningowa mikroskopia akustyczna (sam – scanning.acoustic.microscopy). metoda ta polega na zastosowaniu przetwornika ultradźwiękowego wysokiej częstotliwości, przy równoczesnym zastosowaniu układu soczewek akustycznych skupiających wiązkę ultradźwiękowa, co powoduje koncentrację wiązki ultradźwiękowej w wybranym punkcie. przyjmuje się, że rozdzielczość mikroskopu akustycznego, wynosi połowę długości fali zastosowanego przetwornika ultradźwiękowego. typowe zakresy częstotliwości pracy przetworników wynoszą 5-200 mhz [2]. do badań zgrzein punktowych najczęściej stosuje się głowice o częstotliwości pracy 50 mhz. mikroskop akustyczny może pracować w dwojaki sposób: metodą echa lub metodą przepuszczania (transmisyjną). do badań zgrzein punktowych najczęściej stosuje się metodę echa, dlatego też metoda ta zostanie szczegółowo omówiona. jeżeli mikroskop akustyczny wykorzystuje metodę immersyjną (zanurzeniową), konieczne jest zastosowanie cieczy (najczęściej wody) jako ośrodka sprzęgającego. warunkiem uzyskania poprawnego sprzężenia jest wyeliminowanie pęcherzyków powietrza z cieczy sprzęgającej, które mogą rozpraszać wiązkę ultradźwiękową. marcin korzeniowski, beata białobrzeska, paweł kustroń, ewa harapińska za pomocą skaningowej mikroskopii akustycznej możliwe jest uzyskanie następujących informacji o zgrzeinie punktowej: – parametry technologiczne złącza: określenie średnicy i kształtu jądra zgrzeiny, głębokość wgniotu elektrod, – detekcja nieciągłości wewnętrznych i zewnętrznych: pęknięcia, jamy skurczowe, brak zgrzania i ekspulsje. podczas ruchu przetwornika z głowicą skupiającą nad powierzchnią próbki, rejestrowane są sygnały w postaci a-scan fali ultradźwiękowej, w określonych odstępach (np. co 50 µm). decyduje to o rozdzielczości uzyskanego obrazu typu b i c. będąc w strefie poza jądrem zgrzeiny fala ultradźwiękowa odbija się od powierzchni granicznej woda-górna blacha, od granicy blacha-blacha i od dolnej powierzchni dolnej blachy. charakterystyczne jest silne odbicie na granicy blacha-blacha widoczne na prezentacji typu a (rys. 1a). rys. 1. obraz a-scan fali ultradźwiękowej. przetwornik poza jądrem zgrzeiny (a), przetwornik nad jądrem (b) fig. 1. the a-scan image of ultrasonic wave. the transmitter beyond the spot weld (a), the transmitter above the spot weld (b) b)a) 93przegląd spawalnictwa vol. 87  12/2015 gdy głowica znajduje się ponad jądrem zgrzeiny (rys. 1b) na obrazie ultradźwiękowym a-scan widoczne są 2 odbicia (zakładając, że jądro jest homogeniczne, bez nieciągłości wewnętrznych), pierwsze od granicy woda-górna powierzchnia blachy górnej i drugie – odbicie od dolnej powierzchni zgrzeiny. składając z odpowiednim krokiem odseparowane wybrane impulsy z a-scan w płaszczyźnie x i y otrzymuje się dwuwymiarowy obraz zeskanowanej powierzchni tzw. c-scan (rys. 2). rys. 2. schemat powstawania prezentacji c-scan na skaningowym mikroskopie akustycznym fig. 2. a schematic of the formation of c-scan for scanning acoustic microscope oprogramowanie mikroskopu umożliwia śledzenie amplitudy lub czasu przejścia dowolnie wybranego impulsu (odbicie od powierzchni granicznej woda-górna powierzchnia próbki), dlatego też skala szarości reprezentuje wartość amplitudy lub czas przejścia fali ultradźwiękowej (rys. 3). a) b) rys. 3. prezentacja typu c zgrzeiny punktowej , skala szarości reprezentuje amplitudę (a) i czas przejścia (b) fig. 3. the presentation of c-scan of the spot weld, grayscale represents amplitude (a) and time of flight (b) politechniki wrocławskiej. mikroskop akustyczny składa się z trzech niezależnie sterowanych osi, których zadaniem jest przemieszczanie przetwornika. ruch przetwornika względem osi pionowej „z” służy do ustalania odległości ogniska przetwornika względem powierzchni obiektu. wszystkie pomiary wykonano z zastosowaniem następujących parametrów: – częstotliwość drgań przetwornika: 20 mhz, – długość ogniska w wodzie: 15 mm, – wielkość ogniska: 0,2 mm, – rozdzielczość w osiach x-y: 50µm, – skala odcieni szarości: 256, – obszar skanowania: 12x12 mm. opracowany system pomiarowy oprócz wizualizacji obszaru ciągłości zgrzein w płaszczyźnie równoległej (prezentacja c-scan) i prostopadłej (b-scan) do powierzchni, umożliwia pomiar średnicy oraz głębokości wgniotu po elektrodach. wyniki badań i ich dyskusja w tabeli i przedstawiono wyniki badań z zastosowaniem mikroskopii akustycznej przykładowych złączy zgrzewanych punktowo. w kolumnie oznaczonej jako c-scan zamieszczono przekroje ultradźwiękowe równoległe do powierzchni łączonych blach w miejscu ich styku. w kolumnie oznaczonej jako b-scan, zamieszczono przekroje prostopadłe do powierzchni blach wykonane w osi złącza. na rysunkach 4÷7 zaprezentowano wyniki badań niszczących. niewątpliwą zaletą mikroskopii akustycznej jest możliwość dokładnego odwzorowania kształtu połączenia zgrzewanego i rozkładu niezgodności wewnątrz w jego wnętrzu. analiza za pomocą badań metalograficznych możliwa jest jedynie w jednym przekroju, prostopadłym do powierzchni blachy. wykonane badania wskazują, że połączenia oznaczone jako 1 i 4 w kierunku równoległym do powierzchni mają kształt okrągły natomiast złącza 2 i 3 owalny. różnice te mogą wynikać z innego stopnia zużycia elektrod. zrealizowane badania wykazały, że mikroskopia akustyczna może być wykorzystana do oceny zmian strukturalnych powstałych wewnątrz jądra, które ujawnić można wykorzystując tę metodę, co potwierdzono prezentacjami wyników uzyskanych przez autorów niniejszej pracy. oprócz zastosowania klasycznej mikroskopii akustycznej coraz częściej do badań zgrzein wykorzystywane są ręczne mini-skanery ultradźwiękowe. pomimo ich mocno ograniczonej przestrzeni roboczej thornton, han, shergold wykazali [3], że prezentacja c-scan może dostarczyć informacji o kształcie jądra zgrzeiny, nieciągłościach wewnętrznych oraz głębokości wgniotu po elektrodach. ponadto zespół z university of windsor ontario canada wykorzystał skaningową mikroskopię do oceny złączy w kombinacji nakrętka-blacha [4]. wstępne wyniki badań wskazują, że mikroskopia akustyczna może służyć do wstępnej oceny jakości złącza i powierzchni styku garbu z blachą. badania tego zespołu nad zastosowaniem mikroskopii akustycznej do oceny połączeń zgrzewanych, głównie złączy stalowych są jednymi z najbardziej zaawansowanymi pracami prowadzonymi na świecie. przytoczone wyniki badań, jak również rezultaty uzyskane przez autorów niniejszej pracy potwierdzają możliwość zastosowania mikroskopii akustycznej do oceny połączeń zgrzewanych. już pierwsze publikacje z tej tematyki, pochodzące z końca lat 90 wiązały wielkie nadzieje z rozwojem tej techniki kontroli [5]. w kolejnych latach skaningowa mikroskopia akustyczna stała się powszechną metodą badań nieniszczących, a zastosowanie prezentacji b i c-scan umożliwiło identyfikacje takich niezgodności jak pustki, jamy skurczowe i wtrącenia obce [2]. automatyczna ocena i identyfikacja niezgodności jest możliwa np. dzięki zastosowaniu algorytmów opartych o sieci neuronowe [6]. kalibrując układ pomiarowy poza strefą jądra zgrzeiny i ustawiając zakres pomiarowy obejmujący drugie odbicie otrzymuje się c-scan powierzchni granicznej blacha-blacha. rozwiązanie to jest wykorzystywane do oceny średnicy jądra, jego kształtu i detekcji nieciągłości wewnętrznych badanych obiektów. metodyka badań, materiał do badań złącza zgrzewane zostały wykonane z dwóch gatunków blach aluminiowych en aw5754 h24 (grubość blachy 1.6 mm) oraz en aw6005 t606 (grubość blachy 3.5 mm). dodatkowo przed zgrzewaniem materiał poddano modyfikacji polegającej na: przemyciu blach etanolem (złącze nr 2), wstępnym przepolerowaniu (złącze nr 3) oraz zanieczyszczeniu olejem (złącze nr 4). miało to na celu odzwierciedlenie rzeczywistych warunków produkcyjnych. ponadto miało to na celu ocenić wpływ wstępnych zabiegów polegających na specjalnym przygotowaniu i oczyszczeniu powierzchni zgrzewanych blach na jakość otrzymywanych połączeń. badania z wykorzystaniem skaningowej mikroskopii akustycznej przeprowadzono za pomocą urządzenia skonstruowanego i wykonanego w katedrze materiałoznawstwa wytrzymałości i spawalnictwa na wydziale mechanicznym 94 przegląd spawalnictwa vol. 87 12/2015 tablica i. wyniki badań ultradźwiękowych zgrzein punktowych table i. results of ultrasonic tests of spot welds nr złącza makrostruktura zgładu badanych połączeń c-scan b-scan średnica [mm] wgniot [mm] 1 złącze nr 1 powierzchnia blach nie poddana modyfikacji 6,08 0,27 2 złącze nr 2 powierzchnia blach odtłuszczona etanolem 8,53 0,27 3 złącze nr 3 powierzchnia blach polerowana 5,01 0,28 4 złącze nr 4 powierzchnia blach zanieczyszczona olejem 6,3 0,29 literatura [1] papkala h., pietras a., zadroga l.: zgrzewanie rezystancyjne punktowe blach ocynkowanych, przegląd spawalnictwa nr 5-7, s. 51-57. [2] chertov a. m., maev r. g., severin f. m.: acoustic microscopy of internal structure of resistance spot welds, ieee transactions on ultrasonics, ferroelectrics, and frequency control, vol. 54, no. 8, august 2007. [3] thornton m., han l., shergold m.: progress in ndt of resistance spot welding of aluminium using ultrasonic c-scan, ndt&e international 48 (2012) 30-38. [4] maev r. gr., seviaryn f.: ultrasonic imaging inspection of projection welds, 5th pan american conference for ndt 2-6 october 2011, cancun, mexico. [5] maev r. gr., watt d. f., pan r.: levin v. m., maslov k. i. development of high resolution ultrasonic inspection methods for welding microdefectoscopy, , acoustical imaging volume 22, 1996, pp 779-784. [6] lee h. t., wang m., maev r. g., maeva e.: a study on using scanning acoustic microscopy and neural network techniques to evaluate the quality of resistance spot welding, int. j. adv. manuf. technol. (2003) 22, 727-732. wnioski na podstawie przeprowadzonych badań stwierdzono, że wszystkie badane złącza posiadają w części środkowej niezgodności wewnętrzne uwidocznione na przekrojach ultradźwiękowych, tj. prezentacjach c-scan i b-scan. ponadto dla złączy oznaczonych jako 3 oraz 4 na części obwodu zgrzein zaobserwowano strefy słabszego sprzężenia akustycznego (uwidocznione jako jasne pasma), które mogą wskazywać na adhezyjny charakter złącza tzw. przyklejenie. z uwagi na relatywnie małą rozdzielczość wynikającą głównie z wielkości ogniska jest to ocena jakościowa, która jednak potwierdza badania metalograficzne mikroi makroskopowe. przeprowadzone badania wskazują, iż skaningowa mikroskopia ultradźwiękowa może być zastosowana do badań materiałowych połączeń zgrzewanych zarówno pod kątem pomiaru rzeczywistej powierzchni przetopu łączonych blach, jak również w celu ujawniania nieciągłości wewnętrznych takich jak jamy skurczowe, pory i pęcherze gazowe. jej niewątpliwą zaletą jest możliwość uzyskania dowolnej (aczkolwiek ograniczonej pamięcią jednostki centralnej) liczby przekrojów prostopadłych do powierzchni złącza. jedynymi nieciągłościami, które nie zostały ujawnione za pomocą skaningowej mikroskopii ultradźwiękowej były mikropęknięcia. dodatkowo zauważono, że zanieczyszczenie blach olejem, czy wstępne przygotowanie blach poprzez ich oczyszczenie, czy wypolerowanie nie miało wpływu na jakość otrzymanych zgrzein. ps 4 2018 www.pdf 59przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 wpływ wyżarzania normalizującego na własności   statyczne i zmęczeniowe materiałów platerowanych   do zastosowań w instalacjach geotermalnych the effect of stress normalizing annealing on the static and fatigue properties of clad materials for applications in geothermal installations mgr inż. grzegorz kwiatkowski; dr hab. inż. dariusz rozumek, prof. po – politechnika opolska. autor korespondencyjny/corresponding author: grzesiekk1989@gmail.com streszczenie w pracy porównano własności statyczne oraz zmęczeniowe materiałów platerowanych przed oraz po obróbce cieplnej. we wszystkich przypadkach zastosowano jednakowy materiał podstawowy – stal niestopową p355nh, zaś materiałami nakładanymi były stale austenityczne: 254smo, 316l, stopy niklu: c-276, alloy 625 oraz superduplex saf2507. w ramach pracy przeprowadzono obróbkę cieplną w temperaturze 910 °c, a następnie wykonano badania statyczne (próba zginania, ścinania, rozciągania), badanie udarności, rozkładu twardości w przekroju próbki oraz badania na cykliczne zginanie. słowa kluczowe: zgrzewanie wybuchowe; zmęczenie; zginanie; materiały platerowane abstract this paper describe the comparison of static and fatigue properties of clad materials before and after heat treatment. in all cases was used the same base material – p355nh carbon steel and the clad materials was: 254smo and 316l austenitic steels, c-276 and alloy 625 nickel alloys, as well as saf2507 super-duplex. as part of the work, heat treatment was carried out at 910 °c and then static tests (bend test, shear test, tensile test) impact test, hardness distribution tests in the specimen cross-section and cyclic bending were performed. keywords: explosive welding; fatigue; bending; clad materials wstęp dzięki procesowi zgrzewania wybuchowego istnieje możliwość połączenia ze sobą dwóch lub więcej metali [1]. istotną zaletą tej technologii jest możliwość łączenia ze sobą materiałów o bardzo dużych, jak również małych powierzchniach. metoda ta umożliwia również połączenie ze sobą metali, których nie da się połączyć innymi metodami. przykładami takich kompozytów mogą być tytan z aluminium bądź stal z aluminium. sam proces platerowania polega na zderzeniu ze sobą z ogromną prędkością różnych materiałów pod wpływem detonacji materiału wybuchowego znajdującego się na powierzchni materiału nakładanego [2]. w wyniku zderzenia obu materiałów w pobliżu strefy złącza powstają silne umocnienia. w celu ich usunięcia bądź zmniejszenia można zastosować obróbkę cieplną. w głównej mierze materiały platerowane stosowane są ze względów ekonomicznych, ponieważ w większości przypadków materiał nakładany jest stosunkowo drogi w porównaniu z materiałem podstawowym. badania własności mechanicznych pozwalają na grzegorz kwiatkowski, dariusz rozumek przeglad welding technology review przedstawienie zmian wytrzymałościowych badanych materiałów przed i po obróbce cieplnej. celem niniejszej pracy jest porównanie własności statycznych i zmęczeniowych materiałów platerowanych przed oraz po wykonaniu wyżarzania normalizującego. metodyka badań w ramach pracy badaniom poddane zostały materiały platerowane wykonane za pomocą technologii zgrzewania wybuchowego przez zakład technologii wysokoenergetycznych explomet gałka, szulc spółka jawna, gdzie bazowym materiałem jest stal niestopowa p355nh o grubości 10 mm, zaś materiałami nakładanymi są stale austenityczne (254smo, 316l), stopy niklu (c-276, alloy 625), oraz superduplex saf2507 o grubości 3 mm. po przeprowadzeniu procesu zgrzewania wybuchowego płyty zostały wyprostowane doi:.http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v90i4 .884 60 przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 za pomocą prasy, następnie wykonane zostały badania nieniszczące ultradźwiękowe, dzięki którym istnieje możliwość sprawdzenia spójności złącza na całej łączonej powierzchni. badania ultradźwiękowe wykonane zostały defektoskopem starmans electronics ltd. model dio 1000-pa z podwójną głowicą. kolejnym etapem badań było przeprowadzenie obróbki cieplnej, a dokładniej wyżarzania normalizującego. obróbkę cieplną wykonano w piecu czylok fcfv120hc, a parametry obróbki cieplnej pokazano w tablicy i. wykonano badania statyczne takie jak: próba rozciągania, zginania, ścinania a także badanie udarności. kształt próbek do badań statycznych pokazano w pracy [3]. badania przeprowadzone zostały na maszynie wytrzymałościowej zd-20, wg norm amerykańskich: dla stali austenitycznych oraz super-duplexu astm a-264 [4], a dla stopów niklu astm a-265 [5]. własności mechaniczne przed obróbką cieplną pokazano w tablicy ii. po przeprowadzeniu badań statycznych jako kolejne wykonano badania rozkładu twardości na przekroju poprzecznym próbki. wszystkie pomiary wykonano metodą vickersa przy obciążeniu 500 g co 0,2 mm od złącza do powierzchni obydwu materiałów. schemat przeprowadzania badań można znaleźć w [3]. jako ostatnie wykonane zostały badania zmęczeniowe na zginanie. badanie przeprowadzone zostało na maszynie zmęczeniowej mzgs 100 [6] w zakresie niskiej jak i wysokiej liczby cykli przy amplitudzie obciążenia wynoszącej ma = 19,41 n•m, współczynniku asymetrii cyklu r = -1 i częstotliwości obciążenia 28,4 hz. propagacja pęknięcia mierzona była za pomocą mikrometru umieszczonego w przenośnym mikroskopie optycznym o powiększeniu 25x. pomiar długości pęknięcia następował od miejsca inicjacji pęknięcia do przecięcia złącza bądź do pełnego zniszczenia próbki przy jednoczesnym notowaniu liczby cykli n. wyniki badań i ich analiza   badania statyczne wykazały, że wyżarzanie normalizujące obniża własności mechaniczne materiałów platerowanych. wyniki badań po wykonaniu obróbki cieplnej (oc) przedstawiono w tablicy iii. szczegółowe porównanie wyników badań ze stopami niklu jako materiałami nakładanymi opisano w pracy [7]. statyczne badania plateru z materiałem nakładanym saf2507 po obróbce cieplnej okazały się niemożliwe, ponieważ obróbka cieplna spowodowała drastyczne zmiany własności materiału, który pękał jak szkło. wyniki wszystkich badań przed obróbką cieplną w znaczący sposób przekraczają wartości graniczne normy, wg której zakres wytrzymałości na rozciąganie wynosi 485÷620 mpa. próby rozciągania wykazała, że w przypadku wszystkich platerów obróbka cieplna spowodowała spadek wytrzymałości na rozciąganie, powodując, że wszystkie próby spełniają zakresy norm. tablica i. parametry obróbki cieplnej table i. heat treatment parameters tablica ii. własności mechaniczne badanych materiałów bez obróbki cieplnej table ii. mechanical properties of materials without heat treatment tablica iii. własności mechaniczne badanych materiałów po obróbce cieplnej table iii. mechanical properties of tested materials after heat treatment nagrzewanie  wygrzewanie  chłodzenie  wkładanie materiału  do pieca   przy temperaturze, °c prędkość   nagrzewania, °c/h temperatura, °c czas, min sposób chłodzenia wyżarzanie normalizujące  300 150 910 30 w powietrzu materiał własności przy rozciąganiu  wytrzymałość   na ścinanie próba zginania udarność re, mpa rm, mpa a50, % rs, mpa kąt zginania 180o wartość średnia, j p355nh + c-276 587 649 31 594 bez wad 49 p355nh + saf2507 689 717 25 667 baz wad 67 p355nh + alloy 625 608 698 29 611 bez wad 118 p355nh + 254smo 595 667 29 601 bez wad 52 p355nh + 316l 509 658 26 602 bez wad 60 materiał własności przy rozciąganiu  wytrzymałość  na ścinanie wytrzymałość na zginanie udarność re, mpa rm, mpa a50, % rs, mpa kąt zginania 180o wartość średnia, j p355nh + c-276 oc 358 583 37 470 bez wad 102 p355nh + saf2507 oc – pęknięcie materiału nakładanego – p355nh + alloy 625 oc 364 600 45 405 bez wad 30 p355nh + 254smo oc 357 614 33 562 bez wad 45 p355nh + 316l oc 319 543 41 396 bez wad 42 61przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 podobnie jak w przypadku rozciągania obróbka cieplna spowodowała spadek wytrzymałości na ścinanie (prawie o 200 mpa w każdym przypadku), co jednak nie wpłynęło na wyniki badań, które spełniały i spełniają wymogi norm wynoszące minimum 140 mpa. jako kolejna przeprowadzona została próba zginania. w obu przypadkach przed i po obróbce cieplnej próba zginania do 180° nie spowodowała żadnych rozwarstwień z wyjątkiem płyty, gdzie zastosowano materiał nakładany saf2507 i dotyczyło to badań po obróbce cieplnej. materiał ten pod wpływem działania siły pękł na całej swojej powierzchni. jako ostatnie z badań wykonano próbę udarności, w której wymagana minimalna praca wg norm wynosi 27 j. obróbka cieplna spowodowała spadek pracy łamania jednak przed i po obróbce cieplnej wymagania norm zostały spełnione. kolejnym etapem było badanie twardości w przekroju poprzecznym próbki. wyniki przedstawiono w formie wykresów na rysunkach 1 i 2. na podstawie przedstawionych wyników można stwierdzić, że w materiale podstawowym, rys. 1. rozkład twardości w przekroju poprzecznym badanych złączy przed obróbką cieplną fig. 1. hardness distribution in cross-section of tested joints before heat treatment rys. 2. rozkład twardości w przekroju poprzecznym badanych złączy po obróbce cieplnej fig. 2. hardness distribution in cross-section of tested joints after heat treatment rozkład twardości tw ar do ść  h v 0, 5 odległość od złącza [mm] tw ar do ść  h v 0, 5 odległość od złącza [mm] rozkład twardości jak i nakładanym obróbka cieplna spowodowała spadek twardości na całym badanym przekroju. najwyższe wartości twardości występują w pobliżu linii złącza, co jest spowodowane umocnieniem materiałów, które towarzyszy technologii platerowania wybuchowego. wraz z oddalaniem się od linii złącza twardość spada. najwyższą twardość w pobliżu linii złącza wykazuje materiał platerowany stopem niklu alloy 625 przed obróbką cieplną, zaś po obróbce cieplnej plater z materiałem nakładanym c-276. na podstawie wyników badań zmęczeniowych można stwierdzić, że obróbka cieplna spowodowała spadek trwałości zmęczeniowej badanych materiałów, poza platerem, w którym materiałem nakładanym był 254smo. dla tego materiału zaobserwowano wzrost trwałości z 147000 cykli przed oc na 234000 cykli po oc. najwyższą trwałość zmęczeniową przed oc wykazuje bimetal z materiałem nakładanym saf2507 zaś po oc z materiałem nakładanym 254smo. na rysunkach 3 i 4 przedstawiono wyniki badań zmęczeniowych platerów bez i po obróbce cieplnej. 62 przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 literatura [1] crossland b.: explosive welding of metals and its application, claredon press, oxford, 1982. [2] walczak w.: zgrzewanie wybuchowe metali. warszawa, wnt, 1989. [3] kwiatkowski g., rozumek d.: właściwości mechaniczne wybranych materiałów wytwarzanych metodą zgrzewania wybuchowego, przegląd mechaniczny, warszawa, lxxv, 6/2016, s. 23-29. [4] astm a264-12 standard specification for stainless chromium-nickel steel-clad plate. [5] astm a265-12 standard specification for nickel and nickel-base alloyclad steel slate. wnioski  na podstawie przeprowadzonych badań można sformułować następujące wnioski: 1. obróbka cieplna powoduje obniżenie własności statycznych materiałów platerowanych. 2. najwyższe twardości materiałów występują w pobliżu złącza i maleją oddalając się od złącza. obróbka cieplna spowodowała spadek twardości w każdym badanym materiale. 3. we wszystkich próbkach inicjacja pęknięcia nastąpiła w materiale podstawowym. 4. badania zmęczeniowe wykazują, że wyżarzanie normalizujące powoduje spadek trwałości zmęczeniowej dla materiałów platerowanych poza platerem z materiałem nakładanym 254smo. praca.powstała.z.wykorzystaniem.części.badań.prowadzonych.w.ramach.programu.m-era .net.„nowe,.odporne.korozyjnie. materiały.wytworzone.metodą.wybuchową.dla.zastosowań.w.instalacjach.geotermalnych”;. współfinansowany.z.środków.ncbir.decyzją.numer.dzp/m-era .net-2013/2309/2014 . [6] kwiatkowski g., rozumek d.: the effect of heat treatment parameters on the structure and fatigue cracks growth in steel-titanium bimetal, inżynieria materiałowa, katowice, 2 (210)/2016, pp. 70-75. [7] kwiatkowski g., rozumek d.: wpływ wyżarzania normalizującego na rozwój pęknięć zmęczeniowych oraz właściwości materiałów platerowanych stopami niklu, przegląd spawalnictwa, warszawa, vol. 89, 7/2017, s. 26-30. rys. 3. długości pęknięć w funkcji liczby cykli przed obróbką cieplną fig. 3. cracks length vs. number of cycles before heat treatment rys. 4. długości pęknięć w funkcji liczby cykli po obróbce cieplnej fig. 4. cracks length vs. number of cycles after heat treatment p355nh + materiał nakładany po oc n, cykle a, m m p355nh + materiał nakładany bez oc a, m m n, cykle ps 1 2018 01 oskrobek rogowski 43przegląd  spawalnictwa vol. 90 1/2018 nowe prace nad wykorzystaniem   napawania łukowego mig/mag do drukowania 3d  new work on the use of mig/mag arc welding for 3d printing dr inż. paweł cegielski, mateusz ostrysz, wojciech łacisz, marcin panas, patryk kowalski – politechnika warszawska. autor korespondencyjny/corresponding author: pcegiels@wip.pw.edu.pl streszczenie problematyka wielowarstwowego napawania łukowego metodami mig/mag w celu tworzenia obiektów 3d jest głównym obszarem badawczym spawalniczego koła naukowego „joint”, zrzeszającego studentów politechniki warszawskiej zgromadzonych wokół zakładu inżynierii spajania. na obecnym etapie uzyskano dużą powtarzalność przy zrobotyzowanym tworzeniu obiektów walcowych uzyskiwanych z różnych stali. w artykule przedstawiono najnowsze osiągnięcia oraz określono perspektywy dalszych rozwoju. słowa  kluczowe: techniki przyrostowe; drukowanie 3d; robotyzacja; napawanie abstract the issues of multilayer arc welding with mig/mag methods to create 3d objects is the main research area of the “joint” welding scientific club, which associates students of the warsaw university of technology gathered around the welding engineering department. at the current stage, high repeatability was obtained with robotic creation of cylindrical objects obtained from various steels. the article presents the latest achievements and defined prospects for further development. keywords: additive manufacturing; 3d printing; robotization; pad welding wprowadzenie terminem drukowania bądź modelowania 3d określa się zbiór metod precyzyjnego i powtarzalnego wytwarzania elementów w oparciu o techniki przyrostowe [4,5]. polegają one na wielokrotnym nakładaniu warstw w celu osiągnięcia obiektu o założonym kształcie i wymiarach. techniki przyrostowe charakteryzują się zazwyczaj mniejszą dokładnością i wytrzymałością w stosunku do wyrobów wytwarzanych w oparciu o techniki tradycyjne, nie wymagają jednak specyficznego dla tych technik oprzyrządowania technologicznego oraz narzędzi. można wskazać kilka głównych obszarów zastosowania przyrostowego druku 3d [4]: 1. szybkie modelowanie (ang. rapid modeling) – szybkie wytwarzanie modeli, zwykle mniej dokładnych i wytrzymałych w porównaniu do uzyskanych technikami tradycyjnymi. 2. szybkie prototypowanie (ang. rapid prototyping) – wytwarzanie prototypów w możliwie najlepszy sposób naśladujących rzeczywisty obiekt. 3. szybkie wytwarzanie (ang. rapid manufacturing) – wytwarzanie w pełni funkcjonalnych obiektów, np. części maszyn. 4. szybkie wytwarzanie narzędzi (ang. rapid tooling) – wytwarzanie w pełni funkcjonalnych narzędzi, za pomocą których można wykonać serię nowych produktów. techniki modelowania 3d obejmują kilkadziesiąt metod formowania obiektów bezpośrednio z ciała stałego, a także paweł cegielski, mateusz ostrysz, wojciech łacisz, marcin panas, patryk kowalski przeglad welding technology review z proszku, fazy ciekłej i gazowej. wśród nich wskazać można także metody o charakterze spawalniczym, opartych głównie na selektywnym spiekaniu lub stapianiu metalowych proszków przy użyciu wiązki elektronowej lub lasera [4]. oferują one zwykle wysokiej jakości modele, bazując jednak na niezwykle kosztownym sprzęcie i materiałach. wybór napawania łukowego mig/mag (ang. metal inert gas/metal active gas) do tworzenia obiektów 3d nie był przypadkowy. w ten sposób od dawna realizowana jest modyfikacja i naprawa uszkodzonych lub zużytych powierzchni części maszyn. metalurgiczne związanie warstwy napawanej z podłożem zapewnia wysokie walory użytkowe powłok. w przypadku niektórych napraw konieczne jest precyzyjne nałożenie na uszkodzone powierzchnie wielu warstw napoin, także w sposób zrobotyzowany, aż do uzyskania nominalnej geometrii [1÷3]. pomimo tego, napawanie łukowe mig/mag nie jest powszechnie kojarzone z technikami przyrostowego drukowania 3d. dopiero w ciągu kilku ostatnich lat obserwuje się wzmożone zainteresowanie tą metodą [5,6,8]. wykorzystaniu napawania łukowego mig/mag do drukowania 3d sprzyja przede wszystkim [7,9]: – dostępność i relatywnie niski koszt maszyn oraz materiałów dodatkowych; – pojawienie się nowych odmian niskoenergetycznych, wprowadzających mniejszą ilość ciepła przy często znacznie doi: http://dx.doi.org/10.26628/ps.v90i1.851 44 przegląd  spawalnictwa vol. 90 1/2018 rys. 1. widok ogólny wykorzystywanego stanowiska z robotem irp-6 i źródłem cmt fig. 1. general view of the used station with irp-6 robot and cmt source rys. 2. wielokierunkowa ściana złożona z 140 warstw z drutu er 316lsi fig. 2. a multidirectional wall composed of 140 layers of er 316lsi wire rys. 3. wazon o wysokości ok. 120 mm i średnicy zewnętrznej 100 mm wytworzony z drutu er 316lsi [9] fig. 3. vase with a height of approx. 120 mm and an external diameter of 100 mm made of er 316lsi wire [9] lepszej kontroli i stabilności procesu, np. cmt (ang. cold metal transfer) firmy fronius; – łatwość sterowania procesem, analogicznie do spawania mig/mag, przede wszystkim podczas korzystania z synergicznych źródeł inwertorowych; – łatwość robotyzacji (przez analogię do spawania mig/ mag), kluczowe z uwagi na długotrwałe wytwarzanie złożonych form przestrzennych; – powszechność stosowania napawania łukowego do miejscowych napraw na powierzchniach części maszyn. w projektach koła naukowego wykorzystano jedną z najbardziej zaawansowanych odmian metody mig/mag – niskoenergetyczną cmt. polega ona na spawaniu z impulsowym podawaniem topliwej elektrody, gdzie przenoszenie metalu odbywa się poprzez siły napięcia powierzchniowego wspomagane wycofywaniem się drutu z ciekłego jeziorka. w metodzie zredukowano ilość ciepła wprowadzanego do złącza przy równo czesnym zapewnieniu wysokiej kontroli i stabilności procesu. stanowisko i warunki modelowania podstawowy system spawalniczy wykorzystywany przez zespół do badań nad zastosowaniem napawania łukowego mig/mag do drukowania 3d oparty jest na zmodernizowanym robocie przemysłowym irp-6 (zap robotyka), zsynchronizowanym pozycjonerze obrotowym (zewnętrzna oś robota) oraz spawalniczym źródle tps 2700 cmt firmy fronius (rys. 1). komunikacja źródło – robot realizowana jest poprzez interfejs cyfrowy rob 3000. sprzęt wspomagający to m.in.: panel do sterowania i kontroli źródła rcu 5000i (fronius) oraz pirometry i mierniki z termoparami do pomiaru i rejestracji temperatury. modele tworzone są na powierzchniach płytek startowych, początkowo wykonanych ze stali konstrukcyjnej s235, a obecnie także nierdzewnej 304, zwykle o wymiarach 50÷150 x 100 mm i grubości 2,5÷4,0 mm, metalicznie czystych i odtłuszczonych. napawanie odbywa się przy wykorzystaniu drutu elektrodowego i gazu osłonowego odpowiadającego płytkom startowym. dla stali s235 stosowany jest drut g3si1 (esab) o średnicy 0,8 mm oraz gaz osłonowy m21 (80% ar i 20% co2). dla stali nierdzewnych – druty er 308 i er 316lsi (esab) o średnicy 0,8 mm oraz mieszanina argonu z 2% domieszką o2. nowe projekty  początkowe prace badawcze zespołu wiązały się tworzeniem najprostszych form geometrycznych – cienkościennych (jednowarstwowych) ścian (płaskich i narożnych) oraz walców. przy ich pomocy ustalano wyjściowe parametry technologiczne oraz ogólne zasady programowania robota. napawano w pozycjach podolnej i naściennej oraz w położeniach pośrednich. modele walcowe uzyskiwano podczas równoczesnego obrotu stołu pozycjonera i korekcyjnego podnoszenia uchwytu elektrodowego. modele płaskie tylko poprzez wielokierunkowy ruch robota. jednym z ciekawszych projektów było wytworzenie piasty, którą następnie poddano częściowej obróbce wykańczającej poprzez toczenie [7,8,10]. w toku najnowszych badań i eksperymentów udało się uzyskać powtarzalne „wydruki” cienkościennych (jednowarstwowych) ścian, a przede wszystkim obiektów walcowych o znacznej wysokości i większym niż poprzednio skomplikowaniu kształtu, głównie przy wykorzystaniu drutów nierdzewnych er 308 i er 316lsi. początkowo, materiał nierdzewny sprawiał szereg trudności podczas wielowarstwowego, precyzyjnego napawania. nawet niewielka zmiana parametrów, w tym ustawienia osi elektrody, powodowała niestabilność oraz duże zmiany efektu napawania. po wypracowaniu właściwych parametrów napawania drutami er 308 i er 316lsi, w tym zasad programowania ruchu elektrody, możliwe stało się zrobotyzowane wytwarzanie efektownych, cienkościennych obiektów o znacznej wysokości (rys. 2÷4). w projekcie „kieliszek” (rys. 4) największe 45przegląd  spawalnictwa vol. 90 1/2018 rys. 4. kieliszek o wysokości ok. 165 mm i średnicy zewn. 120 mm wytworzony z drutu g3si1 (efekt końcowy oraz stadium budowy nóżki) fig. 4. a glass with a height of approx. 165 mm and an external diameter of 120 mm made of g3si1 wire (final effect and stage of foot construction) rys. 5. model podajnika ślimakowego napawanego na rurze stalowej fig. 5. model of a screw feeder welded on a steel pipe wyzwanie stanowiła ustawiona na stożkowej podstawie nóżka o średnicy ok. 6 mm, na której wybudowano naczynie. należy zaznaczyć, że zaprezentowane modele są w pełni powtarzalne. ciekawe efekty uzyskano podczas prób wydruków częściowych, bazujących na elementach gotowych, wytworzonych technikami konwencjonalnymi. na rysunku 5 pokazano model podajnika ślimakowego uzyskanego w procesie „nadrukowania” ślimaka drutem er 308 na rurę nierdzewną o średnicy 40 mm. podczas jego wykonywania połączono ruch obrotowy poziomo zamocowanej rury podkładowej z ruchem robota odtwarzającym kolejne zwoje ślimaka. dotychczasowe obserwacje makroskopowe zgładów metalograficznych „wydruków” wskazują na ich jednorodną strukturę. widoczne są niewielkie i rzadko występujące porowatości. powierzchnia zgładów jest wolna od pęknięć i pęcherzy podskórnych oraz jam skurczowych. badania mikroskopowe obiektów ze stali konstrukcyjnej g3si1 ujawniły pozytywny wpływ kolejno dobudowywanych warstw na już wytworzone – odpuszczanie naprężeń spawalniczych oraz rekrystalizację. dopiero warstwy wytworzone jako ostatnie miały mikrostrukturę charakterystyczną dla spoin, natomiast pozostałe ferrytyczno-perlityczną [8]. badania obiektów wytworzonych przy wykorzystaniu innych materiałów, w tym ze stali nierdzewnych, będą przedmiotem kolejnych publikacji. perspektywy dalszych badań  wśród planowanych, nowych kierunków badań należy wskazać dalsze rozszerzanie palety materiałów, obejmujące oprócz wspomnianego er 316lsi, drut ze stopu magnezu az31. wobec braku odpowiedniej linii synergicznej w źródle tps 2700 cmt konieczne będzie przeprowadzenie szeregu wstępnych prób i badań, a na ich podstawie modyfikacja parametrów w zakresie dostępnym za pośrednictwem sterownika rcu 5000i. wcześniejsze próby spawania blach ze stopu az31 metodą cmt [11] wskazują na szereg problemów technologicznych, jakie mogą towarzyszyć również podczas prób drukowania 3d. po opanowaniu metod wytwarzania obiektów walcowych dalsze działania koncentrować się będą na obiektach prostopadłościennych. dotychczasowe działania wskazują m. in. na trudności w uzyskaniu prostoliniowego zarysu górnej krawędzi względem naroży (rys. 6) oraz niedostatecznej powtarzalności podczas kształtowania powierzchni skośnych. 46 przegląd  spawalnictwa vol. 90 1/2018 w ramach indywidualnych projektów dyplomowych współautorów niniejszej publikacji prowadzone są szczegółowe badania właściwości użytkowych obiektów wytworzonych przy wykorzystaniu stali nierdzewnych (mateusz ostrysz) oraz próby określenia możliwości intensyfikacji procesu, m.in. w oparciu o kontrolowane chłodzenie międzywarstwowe (wojciech łacisz). w trakcie pierwszej z prac, dzięki opanowaniu wytwarzania wysokich ścian możliwe stało się przygotowanie pełnowymiarowych próbek do badań, m.in. wytrzymałości na rozciąganie (rys. 7 i 8). przeprowadzone testy wskazują na wysokie walory użytkowe wykonywanych obiektów. szczegółowe wyniki będą przedmiotem kolejnej publikacji. dotychczasowe eksperymenty wskazują na konieczność okresowego przerywania procesu (zwykle po kilku warstwach) i odczekanie, aż tworzony obiekt schłodzi się do określonej eksperymentalnie temperatury. w przeciwnym wypadku obserwowano postępującą deformację nadmiernie nagrzewającego się modelu. badania nad przyspieszeniem cyklu nakładania warstw wymagały zbudowania stanowiska z kontrolowanym schładzaniem pomiędzy warstwami poprzez nadmuch zimnego powietrza (o różnej intensywności) rys. 6. obiekt prostopadłościenny wytworzony w toku wczesnych eksperymentów fig. 6. a rectangular object created in the course of early experiments rys. 7. próbki podczas prób rozciągania: a) w poprzek warstw napoin, b) wzdłuż warstw fig. 7. samples during tensile tests: a) across the padding layers, b) along the layers rys. 8. próbki podczas prób rozciągania: a) w poprzek warstw napoin, b) wzdłuż warstw fig. 8. samples during tensile tests: a) across the padding layers, b) along the layers a) b) a) si ła ro zc ią ga ni a [k g ] rozciąganie wzdłuż wartstw napoin rozciąganie w poprzek wartstw napoin przemieszczenie [mm] przemieszczenie [mm] si ła ro zc ią ga ni a [k g ] b) 47przegląd  spawalnictwa vol. 90 1/2018 podsumowanie  dzięki modelowaniu 3d można wytwarzać przedmioty o często bardzo złożonych kształtach, bez potrzeby stosowania specjalnego oprzyrządowania i narzędzi, których wykonanie innymi metodami może być kłopotliwe, drogie, a niekiedy nawet niemożliwe. może to mieć szczególne zastosowanie np. podczas prototypowania nowych urządzeń, produkcji jednostkowej czy napraw bez dostępu do odpowiednich maszyn i materiałów. wytwarzanie addytywne (druk 3d) jest, obok robotyzacji, nowych materiałów oraz systemów zbierania i raportowania danych „w chmurze”, jednym z filarów tzw. inteligentnej fabryki (ang. smart factory), intensywnie rozwijanej w ramach nowej idei przemysłu 4.0 [8]. interesujący wydaje się rozwój tanich i wydajnych technik druku 3d elementów metalowych, konkurencyjnych zarówno dla tradycyjnych procesów wytwarzania, jak i znanych metod druku 3d, np. scalania wiązka lasera. jednym z takich procesów może być omówione w artykule wielowarstwowe napawanie łukowe metodami mig/mag. przedstawione wyniki badań i eksperymentów wskazują na perspektywiczny charakter zrobotyzowanego napawania mig/mag w roli drukowania obiektów 3d. oprócz niezaprzeczalnych zalet należy także poznać ograniczenia metody, zarówno w odniesieniu do możliwych do uzyskania kształtów, właściwości mechanicznych, jak i kosztów. literatura [1] klimpel a.: napawanie i natryskiwanie cieplne, wnt warszawa 2000. [2] kolasa a., sarnowski t., cegielski p.: regeneration of worn out machine parts surfaces by aut. welding, przegląd spawalnictwa 1/2015. [3] kolasa a.: uszkodzenia i naprawy metalowych części maszyn, wydawnictwa politechniki warszawskiej, warszawa 1997. [4] siemiński p., budzik g.: techniki przyrostowe. druk 3d. drukarki 3d, oficyna wydawnicza politechniki warszawskiej, warszawa 2015. [5] uziel a.: looking at large-scale, arc-based additive manufacturing, welding journal 4/2016. [6] cegielski p.: nowe obszary zastosowania napawania łukowego mig/mag, przegląd spawalnictwa 6/2016, s. 48-49. [7] cegielski p., skublewska a., gawroński p., ostrysz m., dylewski m., gajowniczek m.: zastosowanie napawania łukowego mig/mag do drukowania 3d, spajanie 2/2016, s. 22-26. [8] cegielski p., skublewska a., gawroński p., ostrysz m., dylewski m., gajowniczek m.: zrobotyzowane drukowanie 3d części maszyn metodami spawalniczymi, przegląd spawalnictwa 1/2017, s. 35-42. [9] panas m., kowalski p., ostrysz m., łacisz w., cegielski p. i inni.: zastosowanie zrobotyzowanego napawania łukowego w tworzeniu modeli technikami przyrostowymi, biuletyn instytutu spawalnictwa w gliwicach 6/2017, s. 59-62. [10] ostrysz m., cegielski p., skublewska a., gajowniczek m., dylewski m., gawroński p.: additive 3d printing using mag cmt arc surfacing, 9th international conference, national academy of sciences of ukraine, 2017, s. 7-14. [11] kołodziejczak p., cegielski p., kolasa a. spawanie blach ze stopu magnezu az31 metodą mig w odmianie cmt, przegląd spawalnictwa 10/2015, s. 72-76. rys. 10. przykład rejestracji temperatury fig. 10. example of temperature recording rys.  9.  stanowisko podczas wielowarstwowego napawania z rejestracją temperatury: 1) pirometr, 2) uchwyt spawalniczy cmt, 3) przekaźnik do transmisji danych do komputera, 4) multimetr, 5) rejestracja komputerowa fig. 9. stand during multi-layer welding with temperature recording: 1) pyrometer, 2) cmt welding holder, 3) relay for data transmission to a computer, 4) multimeter, 5) computer registration nazwa model zakres pomiarowy dokładność rozdzielczość   pomiarowa  rozdzielczość  optyczna  pirometr abatronic ab-8855 -50÷1050 °c -50÷200 °c ±1,5%, 200÷538 °c ±2,0%, 538÷1050 °c ±3,5% 0,1 °c 30:1 multimetr   z termoparą metex m-4660a -40÷1200 °c ±3,5% 0,1 °c – termopara typ k -40÷1200 °c -40÷333 °c ±2,5%, 333÷1200 °c ±0,0075xt% czułość 41µv/°c i precyzyjną rejestracją cyklu termicznego (rys. 9 i 10). w tym celu wykorzystano m.in. pirometr z rejestracją komputerową oraz zintegrowany z robotem system monitorowania parametrów procesu, tu wykorzystywany do rejestracji temperatury mierzonej z wykorzystaniem multimetru i termopary k (tabl. i). jedną z najciekawszych obserwacji, wymagających dalszego zbadania, było widoczne zmniejszenie się chropowatości powierzchni zewnętrznej modeli wraz z wprowadzeniem dodatkowego schładzania międzywarstwowego nadmuchem zimnego powietrza. szczegółowe wyniki badań będą przedmiotem kolejnej publikacji. tablica i. przyrządy wykorzystywane do pomiaru i rejestracji temperatury table i. instruments used to measure and record temperature te m pe ra tu ra [° c ] czas [s] cykl napawania pirometr – lico nowej warstwy termopara warstwa napawana przerwa między warstwami 201312_pspaw_cz3 162 przegląd spawalnictwa 12/2013 romuald sztukiewicz wykorzystanie badań ultradźwiękowych do diagnozy nawierzchni asfaltowej use of ultrasonic testing for diagnosis asphalt   pavement r hab. inż. rom a d szt kiewicz, prof. nadzw. pp – politechnika poznańska. st p od wielu lat do diagnozy warstwy wierzchniej nawierzchni asfaltowej wykorzystywane są wyniki badań ultradźwiękowych [1]. zdobyte doświadczenia w badaniach próbek i modeli nawierzchni wykonanych z betonu asfaltowego (materiału o właściwościach lepkosprężystych) [2, 3] wskazywały na możliwość prowadzenia badań metodami ultradźwiękowymi in situ [4÷6]. w tym celu autor referatu założył odcinek doświadczalny na nowo wybudowanej, dwujezdniowej ulicy serbskiej w poznaniu, oddanej do eksploatacji w listopadzie 1984 r. (dzisiaj aleje solidarności). abstract the paper describes the current results of ultrasound used to diagnose the surface layer of asphalt. the experience gained in the research specimens and models of surfaces made of asphalt concrete allowed the opportunity to conduct research ultrasonic methods “in situ”. ultrasonic testing was performed on the experimental road section in. after describing the construction of the surface layer of the paper the author showed that the changes in the area of the surface layer are changes in primary and secondary changes are changes in the surface geometry of the surface layer. we need, therefore, ultrasound devices for testing continuous recording paving the primary changes are occurring in the surface layer. streszczenie w artykule przedstawiono dotychczasowe wyniki badań ultradźwiękowych wykorzystane do diagnozy warstwy wierzchniej nawierzchni asfaltowej. zdobyte doświadczenia w badaniach próbek i modeli nawierzchni wykonanych z betonu asfaltowego dały możliwość prowadzenia badań metodami ultradźwiękowymi in situ. badania ultradźwiękowe były wykonane na drogowym odcinku doświadczalnym w poznaniu. po opisaniu budowy warstwy wierzchniej autor artykułu wykazał, że zmiany zachodzące w niej są zmianami pierwotnymi, a zmianami wtórnymi są zmiany powierzchni geometrycznej warstwy wierzchniej. potrzebne są zatem urządzenia ultradźwiękowe do badań ciągłych nawierzchni drogowych, rejestrujące zmiany pierwotne zachodzące w strefie warstwy wierzchniej. rys. 1. badania warstwy wierzchniej podatnej nawierzchni drogowej ig. 1 testing surface layer of flexible pavement 163przegląd spawalnictwa 12/2013 arstwa wierzchnia podatnej nawierzchni drogowej nawierzchnię drogową definiuje się jako zespół warstw ułożonych w obrębie jezdni, służących do przejmowania i rozkładania obciążeń od kół pojazdów na podłoże gruntowe i zapewniających pojazdom dogodne warunki ruchu. przyjmując podział nawierzchni drogowych ze względu na ich odkształcalność, można wydzielić diagnostykę sztywnej nawierzchni drogowej oraz diagnostykę podatnej nawierzchni drogowej. zgodnie z definicją nawierzchni drogowej z diagnostyki podatnej nawierzchni drogowej należy wydzielić diagnostykę warstwy wierzchniej oraz diagnostykę konstrukcji nawierzchni [1]. diagnostyka od strony wykonawczej sprowadza się do pomiarów dostępnych dla obserwacji symptomów i cech stanu technicznego i do wnioskowania na podstawie uzyskanego zbioru danych. obserwacje symptomów i cech wymagają prowadzenia odpowiednich pomiarów i wykorzystania właściwych metod badawczych. warstwa wierzchnia podatnej nawierzchni drogowej składa się z zewnętrznej powierzchni warstwy oraz ze strefy warstwy wierzchniej leżącej w głębi materiału pod powierzchnią rzeczywistą. zatem charakterystyka warstwy wierzchniej obejmuje: – charakterystykę geometryczną powierzchni, – charakterystykę strefy warstwy wierzchniej. rys. 2. budowa warstwy wierzchniej i jej charakterystyki ig. 2. construction of the surface layer and its characteristics zmiany charakterystyki geometrycznej strefy są związane ze zmianami zachodzącymi w strefie warstwy wierzchniej i zależą od cech fizyczno-chemicznych poszczególnych składników oraz charakterystyk fizyczno-mechanicznych. zatem można stwierdzić, że zmiany zachodzące w strefie warstwy wierzchniej są zmianami pierwotnymi a zmianami wtórnymi są zmiany powierzchni geometrycznej warstwy wierzchniej. uzasadnia to prowadzenie takich badań, które charakteryzują zmiany pierwotne. metody badań można podzielić ogólnie na dwie grupy. do pierwszej należą bierne metody, do których można zaliczyć badania polegające na pomiarach powierzchni geometrycznej warstwy wierzchniej. druga grupa to metody stymulacyjne wymagające specjalnego bodźca w postaci np. fali ultradźwiękowej. metody te, zwane nieniszczącymi, mogą i powinny być stosowane do opisu stanu warstwy wierzchniej. stosowane dotychczas metody badań podatnej nawierzchni drogowej polegają na rejestrowaniu stanu powierzchni geometrycznej warstwy wierzchniej. są to zazwyczaj pomiary punktowe stosowane na odcinkach dróg lub pomiary ciągłe realizowane przez koła pomiarowe toczące się po nawierzchni drogowej, rejestrujące charakterystyki powierzchni geometrycznej warstwy wierzchniej [4]. do pomiarów ciągłych są stosowane profilografy: laserowy, który rejestruje stan powierzchni geometrycznej warstwy wierzchniej, i ultradźwiękowy, który rejestruje rzędne profilu poprzecznego nawierzchni. etoda badań jednostronny dostęp do zewnętrznej powierzchni warstwy wymagał zastosowania metody echa. metoda zwana powierzchniową może służyć do wyznaczania charakterystyk propagacji podłużnej fali ultradźwiękowej, którymi są: prędkość podłużnej fali ultradźwiękowej oraz współczynnik zmienności prędkości fali. warstwa wierzchnia wykonana z betonu asfaltowego o grubości ok. 0,05 m może być traktowana jako płyta cienka. dla takiej płyty, w której długość fali jest większa od grubości płyty, pierwszą falą która dotrze do głowicy odbiorczej, będzie fala podłużna. rejestrując czas propagacji fali przy założeniu stałej odległości między głowicami ultradźwiękowymi, można wyznaczyć charakterystyki propagacji podłużnej fali ultradźwiękowej. zastosowana częstotliwość przetworników 40 khz zapewnia emisję fali o długości większej niż grubość warstwy wierzchniej. dcinek do wiadcza ny odcinek doświadczalny wyznaczono na nowo wybudowanej, dwujezdniowej ulicy serbskiej w poznaniu. ulicę oddano do eksploatacji w listopadzie 1984 r. na każdej jezdni o trzech pasach ruchu w odległości co 30 m wyznaczono po 3 przekroje pomiarowe. pola pomiarowe o wymiarach 3,0x0,3 m wyznaczono w miejscach najczęściej występujących obciążeń oraz tam, gdzie obciążenia występują sporadycznie (oś pasa ruchu) (rys. 3). na każdym polu pomiarowym rejestrowano 6 czasów propagacji podłużnej fali ultradźwiękowej, stosując stałą odległość między przetwornikami ultradźwiękowymi. znając czas propagacji podłużnej fali ultradźwiękowej oraz drogę propagacji fali, wyznaczano rozkład charakterystyk propagacji podłużnej fali ultradźwiękowej. obliczenia wykonano z uwzględnieniem wartości wymienionych charakterystyk dla 14 terminów, od 413 do 2132 dnia trwania eksperymentu. 164 przegląd spawalnictwa 12/2013 w każdym terminie wykonano pomiary na 54 polach, wyznaczając charakterystyki propagacji podłużnej fali ultradźwiękowej [4÷6]. przykładowe wyniki charakterystyk propagacji podłużnej fali ultradźwiękowej pokazano w publikacji [6]. rys. 3. rozmieszczenie przekrojów pomiarowych na drogowym odcinku doświadczalnym ig. 3. arrangement of measuring sections on the road section of the experimental bserwacje i badania standardowe na odcinku doświadczalnym oprócz badań ultradźwiękowych rejestrowano obciążenie ruchem drogowym na poszczególnych pasach ruchu. uzyskane wyniki pomiarów ruchu drogowego dały podstawy do określenia wielkości ruchu dobowego. na podstawie danych o wielkości średniorocznego ruchu dobowego i informacji o rozkładzie wielkości ruchu występującego w ciągu roku wyznaczono wielkość ruchu miesięcznego oraz rocznego dla poszczególnych pasów ruchu w pojazdach porównawczych (pp). drugim oddziaływaniem zewnętrznym możliwym do zarejestrowania były dane meteorologiczne związane ze średnią miesięczną temperaturą powietrza, opadami atmosferycznymi, nasłonecznieniem oraz liczbą przejść temperatury powietrza przez punkt 0˚c. charakterystyki propagacji: – c'l – prędkość propagacji podłużnej fali ultradźwiękowej, – vc'l– współczynnik zmienności prędkości podłużnej fali ultradźwiękowej. skaźniki symptom w stan warstwy wierzchniej rys. 4. model opisowy warstwy wierzchniej oraz schemat oddziaływań zewnętrznych i wskaźników symptomów stanu ig. 4. the descriptive model of the surface layer and the scheme of outside influences and indicators of symptoms of the state założony program standardowych badań nawierzchni drogowej przewidywał wykonanie pomiarów równości planografem (rp), równości podłużnej klasyfikatorem bump integrator (bi), równości poprzecznej metodą niwelacji precyzyjnej (ra) oraz współczynnika tarcia podłużnego (zn). analizując model warstwy wierzchniej pod wpływem oddziaływań zewnętrznych (ruch drogowy i dane meteorologiczne), opisano zmiany zachodzące w warstwie wierzchniej za pomocą charakterystyk ultradźwiękowych. wykazano związki zarejestrowanych oddziaływań zewnętrznych z charakterystykami propagacji podłużnej fali ultradźwiękowej. wskazano również na skorelowanie charakterystyk propagacji podłużnej fali ultradźwiękowej ze wskaźnikami symptomów stanu warstwy wierzchniej [6, 7]. wykazano, że stosowane dotychczas standardowe metody badań opisane za pomocą wskaźników symptomów stanu warstwy wierzchniej jedynie w cząstkowy sposób opisują zmiany zachodzące na powierzchni warstwy wierzchniej. zaproponowane charakterystyki ultradźwiękowe ujmują syntetycznie całość zjawisk zachodzących w strefie warstwy wierzchniej (rys. 4). wykazano zależności między charakterystykami propagacji podłużnej fali ultradźwiękowej a wybranymi wskaźnikami symptomów stanu warstwy wierzchniej. wykorzystując analizę regresji wielokrotnej, wyznaczono korelacje między charakterystykami propagacji podłużnej fali ultradźwiękowej a obserwowanymi wskaźnikami symptomów warstwy wierzchniej (ra, rp, bi, zn). wyniki regresji wielokrotnej wskazują na skorelowanie charakterystyk propagacji podłużnej fali ultradźwiękowej ze wskaźnikami symptomów stanu warstwy wierzchniej. prędkość podłużnej fali ultradźwiękowej w ponad 60% terminów pomiarów może być wyjaśniana za pomocą wskaźnika symptomu warstwy wierzchniej „bi”. współczynnik zmienności prędkości fali może być natomiast wyjaśniany za pomocą czterech wskaźników symptomów warstwy wierzchniej ze szczególnym uwzględnieniem wskaźnika bi [6÷8]. 165przegląd spawalnictwa 12/2013 pro ograf tradźwi kowy t s wykonanie punktowych badań nawierzchni potwierdziło przydatność stosowania metody ultradźwiękowej do diagnozy strefy warstwy wierzchniej nawierzchni asfaltowej, czyli do badań pierwotnych uwzględniających zmiany w strefie warstwy wierzchniej. dalsze prace miały polegać na zaprojektowaniu i wykonaniu urządzenia do pomiarów ciągłych na nawierzchni asfaltowej. stało się jednak inaczej. zakupiony we francji (lcpc) profilograf ultradźwiękowy tus – transversoprofilomètre à ultrasons był przydatny wyłącznie do wyznaczania profili nierówności nawierzchni jezdni, a nie do rejestrowania zmian zachodzących w strefie warstwie wierzchniej. rys. 5. profilograf ultradźwiękowy tus do pomiaru nierówności poprzecznej [9] ig. 5. tus profilograph ultrasonic measurement of the crosswise inequality [9] profilograf ultradźwiękowy tus (w postaci belki) montuje się na czas pomiaru z przodu pojazdu samochodowego. pomiary nierówności poprzecznej wykonuje się przy prędkości jazdy samochodu 50 km/h, ale stosownie do panujących warunków ruchu i bez istotnego wpływu na wyniki pomiaru można ją zmieniać od 0 do 110 km/h. w czasie wykonywania pomiarów nawierzchnia jest automatycznie próbkowana na szerokości 2,4 m przez trzynaście równomiernie rozmieszczonych czujników ultradźwiękowych z krokiem co ok. 1,25 m. w zbiorze pomiarowym są rejestrowane dla każdego czujnika rzędne profilu nawierzchni z dokładnością 0,1 mm. w wyniku ich przetworzenia otrzymuje się dla kolejnych przekrojów pomiarowych nawierzchni jezdni na pasie ruchu zbiór głębokości kolein h. profilograf tus zawiera dystansomierz, który pozwala mierzyć odległości pomiędzy wybranymi przez operatora zdarzeniami o określonych współrzędnych drogi. te dane są na bieżąco zapisywane w zbiorze pomiarowym i podczas przetwarzania służą do zlokalizowania zarejestrowanych na drodze profili nierówności nawierzchni jezdni. dla potrzeb sieci dróg krajowych zbiory pomiarowe z głębokościami kolein h są przetwarzane według standardowej procedury na miarodajne głębokości kolein hm, jako jednostkowe oceny, które zapisuje się w zbiorze tekstowym zgodnie z formatem sosn [9]. zatem zakupiono urządzenie rejestrujące zmiany wtórne, czyli zmiany geometryczne powierzchni warstwy wierzchniej, niwecząc wszystkie moje dotychczasowe osiągnięcia związane z rejestrowaniem zmian pierwotnych zachodzących w strefie warstwy wierzchniej. pods mowanie w pracy wykazano możliwości zastosowania metody ultradźwiękowej do opisu stanu warstwy wierzchniej oraz obserwacji zmian stanu zachodzących pod wpływem oddziaływań zewnętrznych. zaproponowano nowy sposób opisu stanu warstwy wierzchniej za pomocą charakterystyk propagacji podłużnej fali ultradźwiękowej. wykazano związki oddziaływań zewnętrznych z charakterystykami propagacji podłużnej fali ultradźwiękowej. wskazano również na skorelowanie charakterystyk propagacji podłużnej fali ultradźwiękowej ze wskaźnikami symptomów stanu warstwy wierzchniej. stwierdzenie zależności między charakterystykami propagacji podłużnej fali ultradźwiękowej a wskaźnikami symptomów stanu warstwy wierzchniej wskazuje na gromadzenie przez charakterystyki propagacji podobnego zasobu informacji każdego ze wskaźników symptomów stanu warstwy wierzchniej. wynika z tego wniosek, że stosowane dotychczas standardowe metody badań w cząstkowy sposób opisują zmiany zachodzące na powierzchni warstwy wierzchniej. natomiast zaproponowane charakterystyki propagacji podłużnej fali ultradźwiękowej ujmują syntetycznie całość zjawisk zachodzących w strefie warstwy wierzchniej [10, 11]. przedstawione w referacie metody badań nawierzchni drogowych dotyczą pomiarów punktowych. aby zrealizować zadania na całej sieci drogowej, trzeba dysponować urządzeniami pomiarowymi do badań ciągłych. zakupiony we francji profilograf ultradźwiękowy tus był przydatny wyłącznie do wyznaczania profili nierówności nawierzchni jezdni, a nie do rejestrowania zmian zachodzących w strefie warstwy wierzchniej. potrzebne jest zatem urządzenie ultradźwiękowe do badań ciągłych nawierzchni drogowych, rejestrujące zmiany pierwotne zachodzące w strefie warstwy wierzchniej. 166 przegląd spawalnictwa 12/2013 literat ra 1. sztukiewicz r.: diagnostyka warstwy wierzchniej podatnej nawierzchni drogowej, drogownictwo, 1991, nr 7-8, s.113-115. 2. sztukiewicz r.: metoda ultradźwiękowa badania betonu asfaltowego, część i badania próbek, drogownictwo, nr 3, 1987, s.65-68. 3. sztukiewicz r.: metody ultradźwiękowe badania betonu asfaltowego, część ii badania modelu nawierzchni, drogownictwo, nr 4-5, 1987, s.93-95. 4. sztukiewicz r.: metoda ultradźwiękowa badania betonu asfaltowego, część iii badania nawierzchni, drogownictwo, nr 7, 1987, s.146-150. 5. sztukiewicz r.: application of ultrasonic methods in asphalt concrete testing, ultrasonics, vol.29, 1991,nr 1, s.5-12. 6. sztukiewicz r.: ultradźwiękowy opis i analiza stanu warstwy wierzchniej nawierzchni drogowej z betonu asfaltowego, rozprawy nr 270, wyd. polit. pozn., poznań, 1992, s.162. 7. sztukiewicz r.: testing asphaltic concrete with ultrasonic methods, 13th world conference on non-destructive testing, elsevier,vol.2, sao paulo, 1992, s.1107-1111 8. sztukiewicz r.: metoda ultradźwiękowa w ocenie stanu dróg, xxii krajowa konferencja badań nieniszczących, szczyrk, 1993, s.107-110. 9. transversoprofilomètre à ultrasons (tus), lcpc francja, profilograf ultradźwiękowy, opracowanie dro-konsult sp. z o.o. 10. sztukiewicz r.: ultrasonic characteristics in the description of the surface layer of a flexible pavement, archives of civil engineering, vol. xlii, 1996, 1, s.105-124. 11. sztukiewicz r.: wykorzystanie charakterystyk ultradźwiękowych do długotrwałych obserwacji nawierzchni z betonu asfaltowego, 25 krajowa konferencja badań nieniszczących, szczyrk 1996, s.131-136. książka „stal dupleks w konstrukcjach spawanych” stanowi poprawioną, zmienioną i znacznie rozszerzoną kontynuację książki nowacki j., stal dupleks i jej spawalność, wnt, warszawa, 2009 oraz monografii nowacki j., ferritic-austenitic steel and its weldability in large size constructions, journ. of achievements in materials and manufacturing engineering, vol. 32, issue 32, february 2009, str. 115–141. w książce przedstawiono genezę i rozwój stali odpornych na korozję, metody wytwarzania, mikrostrukturę, właściwości, zastosowania oraz metalurgiczne podstawy spawalności stali austenityczno–ferrytycznej. prezentowane w książce przykłady wdrożonych w przemyśle okrętowym konstrukcji spawanej stali austenityczno–ferrytycznej oraz wysokogabarytowych zbiorników charakteryzują złożoność problematyki jej zastosowań. w książce przedstawiono wiele oryginalnych mikrostruktur złączy spawanych stali dupleks stanowiących wprowadzenie do analizy ich właściwości. książka ma charakter monografii i powstała na podstawie doświadczeń w obszarze badań, wdrożeń przemysłowych i kształcenia inżynierów oraz kadr naukowych. doświadczenia te obejmują realizację licznych projektów badawczych i celowych, publikacji i ekspertyz, oraz prac doktorskich, dyplomowych inżynierskich i magisterskich. książka jest przeznaczona dla studentów kierunków: inżynieria materiałowa, mechanika i budowa maszyn oraz metalurgia jak również inżynierów mechaników zainteresowanych nowoczesnymi tworzywami konstrukcyjnymi i technologiami materiałowymi. dr inż. lechosław tuz agh akademia górniczo-hutnicza w krakowie stal dupleks w konstrukcjach spawanych jerzy nowacki wydawnictwo: wnt warszawa 2013 strony: 230 isbn 978-83-7926-028-7 ps 5 2016 hudycz chmielewski winiarski golański.pdf 20 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 właściwości tytanowej powłoki metalizacyjnej   osadzanej tarciowo na ceramice aln properties of titanium coatings deposited by friction processing onto aln ceramics mgr inż. michał hudycz; dr hab. inż. tomasz chmielewski, prof. pw; mgr inż. maciej winiarski; dr hab. inż. dariusz golański,  prof. pw – instytut technik wytwarzania, politechnika warszawska. autor korespondencyjny/corresponding author: t.chmielewski@wip.pw.edu.pl streszczenie w pracy przedstawiono wybrane właściwości tytanowej powłoki metalizacyjnej wytworzonej na ceramice aln metodą tarciową opierając się na mechanizmie powstawania połączenia, w którym energia tarcia kinetycznego jest bezpośrednio zamieniana na ciepło i dostarczana w ściśle określonej ilości do obszaru powstającego połączenia między warstwą a podłożem. w artykule scharakteryzowano tytanową powłokę metalizacyjną pod względem budowy fazowej, właściwości metalograficznych, morfologii powierzchni, struktury stereoskopowej powierzchni oraz grubości. słowa kluczowe: powłoki; metalizacja ceramiki; metalizacja tarciowa; złącza ceramika-metal abstract the paper presents selected properties of titanium coating deposited onto aln ceramic surface using friction method based on a mechanism of joint formation, where the energy of kinetic friction is directly transformed into heat and delivered in a specified amount directly to the created joint between layer and substrate material. face structure, metallographic properties, morphology and stereoscopy structure and thickness have been investigated. keywords: coatings; metallization of ceramics; friction metallization; ceramic-metal joints wstęp zastosowanie ceramiki azotkowej w tym aln w technice, podobnie jak wielu innych zaawansowanych materiałów ceramicznych, wymaga wytwarzania złączy ceramiczno-metalowych [1÷7]. spajanie ceramiki z metalami jest jednym z najtrudniejszych zadań w inżynierii spajania. trudności spajania przedstawionej pary materiałów, wynikają ze skrajnych odmienności właściwości fizycznych i chemicznych materiałów ceramicznych i metalowych. największe niedopasowanie ceramik i metali z punktu widzenia powstania połączenia dotyczy przede wszystkim różnych wiązań atomowych. wynikająca m.in. z tego niska zwilżalność powierzchni ceramiki przez większość ciekłych metali. równie istotne dla właściwości powstałego złącza są również skrajnie różne wartości współczynnika rozszerzalności cieplnej, współczynnika przewodnictwa cieplnego. we wszystkich przypadkach spajania ceramiki z metalami [8,9] podczas procesu łączenia ceramika pozostaje w stanie stałym, a bardzo często łączony do niej metal jest topiony. zaprezentowana w niniejszym artykule powłoka metalizacyjna została wykonana metodą tarciową, która umożliwia powstanie połączenia pomiędzy ceramicznym podłożem i powłoką metalizacyjną, gdzie podczas procesu łączenia oba materiały pozostają w stanie stałym. możliwość utrzymania metalu powstającej powłoki w stanie stałym, charakteryzującego się wysoką plastycznością wynika z doprowadzania energii michał hudycz, tomasz chmielewski, maciej winiarski, dariusz golański do obszaru spajania na drodze mechanicznej. taki sposób nagrzewania umożliwia precyzyjne sterowanie ilością doprowadzanej energii oraz ograniczenie nagrzewania łączonych przedmiotów jedynie do obszaru powstającego złącza. [1,2,10]. celem wytwarzania cienkiej powłoki tytanowej jest metalizacja powierzchni ceramiki ułatwiającej w następstwie właściwe spajanie (np. lutowanie) ceramicznych przedmiotów z innymi metalowymi za pośrednictwem przedmiotowej powłoki tytanowej. tytan jako materiał powłoki metalizacyjnej zastosowano z powodu jego znacznej aktywności che micznej w stosunku do podstawowych składników różnych gatunków ceramiki w tym glinu i azotu [2,6÷9]. warunki wytwarzania tytanowej powłoki  metalizacyjnej na ceramice aln osadzana na powierzchni ceramiki powłoka, była wytwarzana poprzez obrotowe tarcie czołem (wskazane strzałką na rys. 1) tytanowego (grade 2) narzędzia w kształcie walca (rys.1) o zewnętrznej średnicy 9 mm z otworem 3 mm w osi. obracające się narzędzie dodatkowo wykonywało ruch postępowy liniowy lub spiralny w celu uzyskania powłoki o powierzchni znacznie większej niż powierzchnia robocza narzędzia (rys. 3 i 4). opisane narzędzie zostało zamontowane przeglad welding technology review 21przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 w oprawce umożliwiającej przeniesienie momentu obrotowego oraz kontrolowanie nacisku na powierzchni tarcia. mechanizm powstawania powłoki polega rozcieraniu materiału czoła narzędzia na powierzchni ceramiki. literatura przedmiotu wskazuje że podczas spajania w stanie stałym możliwe jest uzyskanie trwałych złączy materiałów skrajnie różniących się właściwościami zarówno fizycznymi jak i cemicznymi [1÷5,12,13]. w celu uniknięcia utlenienia tytanu obszar roboczy otoczono cylindryczną barierą do wnętrza której dostarczano argon z natężeniem przepływu 5l/min. zapewniając stężenie tlenu poniżej 5 ppm. 1 2 3 4 5 rys.  1.  szkic tytanowego narzędzia w oprawce 1) narzędzie, 2) oprawka, 3) sprężyna, 4 i 5 elementy regulacji napięcia sprężyny fig. 1. schema of ti friction tool in holder: 1) friction tool, 2) holder, 3) spring, 4 and 5 spring tension adjustment items proces metalizowania tarciowego został wykonany na numerycznym centrum obróbczym arrow 500 firmy cincinnati, zamocowane podłoże i narzędzie podczas procesu wytwarzania powłoki przedstawia rysunek 2. rys. 2. narzędzie pracy oraz widok powstającej powłoki fig. 2. the tool friction during operation and a view of the emerging coating rys. 3. powłoka składająca się z kilku ściegów prostych wykonanych z zakładką fig. 3. coating consists of few passes with overlapping rys. 4. powłoka wykonana ściegiem spiralnym fig. 4. coating produced by spiral passes budowa mikrostrukturalna powłoki  na rysunku 5 pokazano mikrostrukturę złącza ceramicznego podłoża (aln) z metaliczną powłoką (ti). obserwacje sem prowadzono na powierzchni przełomu uzyskanego z trójpunktowego zginania próbki (rozciąganie po stronie powłoki), będącego jednocześnie wymagającym testem przyczepności powłoki. materiał powłokowy jest bardzo dobrze połączony z podłożem i skutecznie wypełnia nierówności podłoża. po próbie łamania nie zaobserwowano wykruszania się go w obszarze połączenia. struktura podłoża wykazuje cechy charakterystyczne dla ceramiki aln będącej spiekiem odrębnych ziarem aln z charakterystyczną porowatością. w strukturze podłoża nie zaobserwowano pęknięć wywołanych procesem tarciowej metalizacji. grubość powłoki zawiera się w przedziale od około 3 do 6 μm. powłoka tytanu szczelnie pokrywa ceramikę, a w jej objętości widoczne są liczne wtrącenia submikrometrycznych ziaren ceramiki pochodzących z powierzchni tarcia, których obecność i dystrybucja w powłoce świadczą o wysokim stopniu uplastycznienia ziaren tytanu podczas wytwarzania powłoki. obecność aluminium w powłoce potwierdzają również rozkłady liniowe pierwiastków na powierzchni przekroju układu podłoże-powłoka, zaprezentowane na rysunku 6. charakter zmian stężenia tytanu i glinu w granicy międzyfazowej aln-ti nie wskazuje na obecność strefy przejściowej. rys. 5. obraz sem przekroju układu podłoże aln-powłoka ti fig. 5. sem view of cross section przez thru substrate aln-coating ti system 22 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 rys. 6. rozkład liniowy pierwiastków na powierzchni przekroju układu podłoże-powłok fig. 6. linear distribution of elements on the surface of cross-section through the substrate and coating system rys. 7. obraz powierzchni na granicy tytanowej powłoki metalizacyjnej fig. 7. view of surface on border of titanium metallization coating struktura stereometryczna   warstwy wierzchniej powłoki pomiary geometrii powierzchni prowadzono na optycznym profilometrze skaningowym μscan select firmy nanofocus. parametry przeprowadzonego pomiaru: pole pomiarowe (kierunek x) 5 mm x (kierunek y) 4,5 mm. wyznaczono parametry chropowatości powierzchni po filtracji – gauss 0,08 mm oraz wykonano mapę stereometryczną badanych powierzchni, przedstawioną na rysunku 8. struktura powierzchni wszystkich badanych powłok natryskiwanych jest rys. 8. obraz powierzchni na granicy tytanowej powłoki metalizacyjnej fig. 8. view of surface on border of titanium metallization coating rys. 9. zestawienie uzyskanych profili chropowatości w kierunkach: a) –x, b) –y fig. 9. roughness graphs and profiles in direction : a) –x, b) –y anizotropowa, wykazuje wyraźną kierunkowość wzniesień i wgłębień, będącą odwzorowaniem obrotowego z jednoczesnym posuwem ruchu narzędzia. na rysunku 9 przedstawiono wykresy prezentujące chmurę wszystkich zarejestrowanych profili chropowatości w kierunkach x oraz y. pokazano również pojedyncze profile dla obu kierunków uzyskane po środku badanego pola oraz średnią wartość ra i rz dla wszystkich pomiarów w obu kierunkach. analiza fazowa   tytanowej powłoki metalizacyjnej analiza fazowa powłoki metalizacyjnej wskazuje na stosunkowo wysoką jednorodność struktury metalicznej osnowy powłoki składającej się w większości z czystego tytanu, praktycznie amorficznego (daje bardzo rozmyty sygnał dyfrakcyjny). w strukturze powłoki obecne są również ziarna aln zatarte z powierzchni ceramiki podczas pracy narzędzia. nic nie wskazuje na to, by podczas zgrzewania powstała w połączeniu wyraźna dyfuzyjna warstwa pośrednia. rys. 10. dyfraktogram powłoki ti osadzonej tarciowo na ceramice aln fig. 10. diffractogram of ti coating deposited onto aln ceramics substrate 23przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 literatura [1] [1] m. hudycz, m. winiarski, t. chmielewski: tarciowe metalizowanie ceramiki aln tytanem, przegląd spawalnictwa, vol. 87, nr 10, s. 31-35, 2015. [2] t. chmielewski: wykorzystanie energii kinetycznej tarcia i fali detonacyjnej do metalizacji ceramiki, prace naukowe pw, seria mechanika, zeszyt 232, pp. 1-155. 2012 [3] t. chmielewski: natryskiwanie detonacyjne metali na podłoża ceramiczne, przegląd spawalnictwa, vol.78, nr 9-10, s.80-83, 2006. [4] w. włosiński, t. chmielewski, m. kucharczyk: spajanie tarciowe stopów nial i feal ze stalą węglową st3s, przegląd spawalnictwa, vol.75, nr 1, s.6-12, 2004. [5] k. pietrzak, d. kaliński, m. chmielewski, t. chmielewski, w. włosiński, k. choręgiewicz: processing of intermetallics with al2o3 or steel joints obtained by friction welding technique, 12th conference of the european ceramic society ecers xii, stockholm, 2011. [6] w. włosiński, t. chmielewski, a. grabowska, a. góra: warunki spajania tarciowego i struktura złączy al2o3-al i al2o3-cu, przegląd spawalnictwa, vol.75, nr 12, s.1-5, 2003. [7] a. krajewski, m. barlak, m. hudycz, t. chmielewski: spajanie ceramiki korundowej modyfikowanej impulsami plazmy dpe + arc pvd, prace naukowe programu priorytetowego nowe technologie, zeszyt 5 s. 49-58, 2002. [8] m. barlak, t. chmielewski, m. hudycz, a. krajewski, w. włosiński: nowe metody spajania materiałów ceramicznych i metalowych, prace naukowe programu priorytetowego nowe technologie, zeszyt 4 s. 107-116, 2001. [9] m. ossowski, m. hudycz, t. wierzchoń: struktura i właściwości kompozytów warstwowych: stop tytanu-fazy międzymetaliczne z układu ti-al, przegląd spawalnictwa, vol. 79, nr 8, s.13-16, 2007. [10] a. krajewski, m. hudycz: wytrzymałość złączy ceramiczno-metalowych, przegląd spawalnictwa, vol.73, nr 8-9, s.50-53, 2001. [11] t. chmielewski, d. golański, w. włosiński, j. zimmerman: utilizing the energy of kinetic friction for the metallization of ceramics, bulletin of the polish academy of sciences technical sciences vol. 63, no 1, pp. 201207, 2015. [12] g. rogalski, d. fydrych, w. walczak: wpływ cyklu cieplnego na właściwości zgrzewanych wybuchowo złączy stal-aluminium, przegląd spawalnictwa, vol. 85, nr 6, s. 60-54, 2013. [13] g. rogalski, d. fydrych, w. walczak: zastosowanie zgrzewania wybuchowego do wytwarzania kompozytów metalowych z osnową ceramiczną, przegląd spawalnictwa, vol. 85, nr 6, s. 54-59, 2013. podsumowanie i wnioski osobliwe właściwości materiałów ceramicznych i wynikające z tego trudności łączenia ich z metalami stanowią ważny problem technologiczny. pomimo licznej grupy opracowanych już metod i technik spajania ceramiki z metalami, otrzymywanie w skali przemysłowej złączy ceramiczno-metalowych o wysokich właściwościach eksploatacyjnych, wciąż będzie przedmiotem intensywnych badań. obecnie powstaje wiele nowych koncepcji wytwarzania połączeń ceramika-metal, jednak ze względu na znaczne różnice we właściwościach komponentów, wszystkie metody spajania są dość kłopotliwe w masowej produkcji. z przeprowadzonych doświadczeń zarysowuje się możliwość wykonywania przydatnej i atrakcyjnej pod względem ekonomicznym metalizacyjnej powłoki tytanowej na powierzchni aln. pod warunkiem zastosowania argonowej ochrony gazowej istnieje możliwość wyeliminowania ryzyka utlenienia tytanu pomimo nagrzewania tytanu do stosunkowo wysokiej temperatury. uzyskana powłoka jest szczelna, dobrze związana z podłożem, jej struktura stereometryczna i budowa fazowa sprzyjają zwilżalności klasycznymi lutami np. agcu28. 201309_pspaw_gjgy.pdf 35przegląd spawalnictwa 9/2013 sylwia mosińska artur lange janusz pstruś tomasz gancarz badania właściwości stopów lutowniczych na bazie eutektyki zn-al z dodatkiem miedzi research on the properties solder alloys based   on al-zn eutectic with the addition of copper mgr in . ylwia mosińska, dr in . artur lange – politechnika wrocławska dr in . anusz pstru , dr in . tomasz ancarz – polska akademia nauk w krakowie. a stract the paper presents the results of lead-free solder properties for high-temperature soldering. the aim of study was to determine the physicochemical properties of new high temperature lead free solder based on eutectic zn-al alloy with additions of 0.5, 1.0, 1.5 wt.% cu. wettability on copper and aluminum substrates was studied in order to assess solder-substrate compatibility (temperature: 500°c, flux: eurotop al700). treszczenie w artykule przedstawiono wyniki badań lutu bezołowiowego do lutowania miękkiego wysokotemperaturowego z przeznaczeniem do lutowania płomieniowego stopów mosiężnych i aluminiowych. opracowano stop na osnowie eutektyki zn-al i badano wpływ dodatku 0,5; 1,0; 1,5 at. % cu. przeprowadzono wytop stopów o założonym składzie na podstawie danych literaturwych, a także układów fazowych dwui trójskładnikowych. wykonano pomiary rozpływności i zwilżalności (temperatura 500oc, topnik eurotop al700) oraz badania mikrostruktury złączy lutowanych. wstęp ze względu na wzrastającą ilość odpadów elektronicznych i elektrycznych zawierających luty ze szkodliwymi dla zdrowia i środowiska metalami, wiele państw postanowiło ograniczyć ich stosowanie w przemyśle. wprowadzenie nowych przepisów wymusiło na producentach i ośrodkach naukowych rozpoczęcie badań nad nowymi stopami lutowniczymi [1÷3]. prace badawcze dotyczyły bezołowiowych stopów, głównie na osnowie cyny z dodatkiem srebra, miedzi lub cynku [4÷7]. badania nad ekologicznymi lutami dotyczyły różnych zastosowań, dlatego kolejnym krokiem były badania nad stopami lutowniczymi z przeznaczeniem do pracy w podwyższonej temperaturze. eksperymenty skupiały się na stopach na osnowie zn-al [8, 9]. prace różnych ośrodków naukowych, m.in. zespołu vianco, który pracował nad stopami mającymi zakres temperatury pracy powyżej 300oc [10], ale także prace takaku [11], kanga [12] oraz savaskana [13] przyczyniły się do poszerzenia wiedzy na temat lutów na bazie zn-al. w literaturze naukowej coraz więcej uwagi poświęca się badaniom nad fazami międzymetalicznymi powstałymi pomiędzy cu a stopami okołoeutektycznymi zn-al [11÷14]. naukowcy analizują rozrost poszczególnych faz, gdyż mają one duży wpływ na zachowanie się lutowiny w warunkach eksploatacyjnych. adania do wszystkich pomiarów użyto stopów przygotowanych w komorze o wysokiej czystości – zawartość pary wodnej poniżej 1 ppm, zawartość tlenu poniżej 1 ppm. czystość użytych metali: al, cu, zn oraz podkładka z cu i al – 99,995%. pomiary rozpływności prowadzono z zastosowaniem topnika eurotop al700 w atmosferze ochronnej azotu w piecu do pomiaru zwilżalności 36 przegląd spawalnictwa 9/2013 metodą kropli leżącej. warunkiem uzyskania połączenia lutowanego było zwilżenie lutem materiału łączonego w warunkach procesu lutowania. stąd badania właściwości lutowniczych spoiw dotyczą zwykle oceny ich zdolności do zwilżenia materiałów lutowanych w określonych warunkach technologicznych. w przeprowadzonych badaniach lutowność stopu zn-al z dodatkiem cu oceniano na podstawie powierzchni rozpłynięcia się lutu w atmosferze ochronnej; dokładny opis metody i aparatury zamieszczono w [14]. pomiary prowadzono w powietrzu, odważone stopy lutownicze nakładano na oczyszczone płytki aluminiowe i miedziane, które pokryto wcześniej odpowiednią ilością topnika. temperatura pracy wynosiła 500oc. powierzchnię rozpłynięcia się lutu mierzono po ostudzeniu próbek metodą graficzną opisaną w [15]. jako miarę zwilżenia przyjmuje się kąt zwilżenia występujący w równaniu younga-dupree, opisującym drugie prawo teorii kapilarności, który mierzono w czasie rzeczywistym podczas pomiaru omówionego w [14], a także po ostudzeniu i oczyszczeniu próbek. zmierzone kąty zwilżania na podłożu miedzianym są wyższe niż kąty zwilżania na aluminium dla poszczególnych kompozycji stopowych. wraz ze wzrostem zawartości miedzi w stopie eutektycznym zn-al zmniejsza się kąt zwilżania na obu podłożach. kąty zwilżania na podłożach cu i al są mniejsze od 30o, co wskazuje na bardzo dobrą zwilżalność, zgodnie z klasyfikacją zwilżania wg kleina-wassinka [15]. po pomiarach rozpływności zestalone krople lutu cięto prostopadle do płaszczyzny przez środek próbki. aby określić mikrostrukturę złączy, próbki inkludowano ys. 1. próbka po badaniu na rozpływność stopu znal+cu na podłożu miedzianym ig. 1. wettability test of znal+cu samples on copper substrate ys. 2. próbka po badaniu na rozpływność stopu znal+cu na podłożu aluminiowym ig. 2. wettability test of znal+cu samples on aluminum substrate w żywicy epoksydowej, szlifowano i polerowano, a następnie napylano cienką warstwą węgla w celu ochrony przed utlenieniem i poprawy jakości obrazu sem. analizę mikrostruktury prowadzono przy napięciu 20 kv w odległości 10 mm od próbki na skaningowym mikroskopie elektronowym (sem, fei esem xl30), wyposażonym w spektrometr energii promieniowania rentgenowskiego z dyspersją energii (edx) firmy edax. dokonano analizy mikrostrukturalnej badanych próbek ys. 3. powierzchnia rozpłynięcia 0,5 g ciekłego lutu (znal)eut+0,5; 1,0 i 1,5% at. cu po 3 min wygrzewania w temp. 500oc na podłożu miedzianym ig. 3. the spreading area of 0.5 g (znal)eut+0.5, 1.0 and 1.5% at. cu liquid solder after 3 min exposure at the 500oc temperature on cooper substrate ys. 4. powierzchnia rozpłynięcia 0,5 g ciekłego lutu (znal)eut+0,5; 1,0 i 1,5% at. cu po 15 s wygrzewania w temperaturze 500oc na podłożu aluminiowym ig. 4. the spreading area of 0.5 g (znal)eut+0.5, 1.0 and 1.5% at. cu liquid solder after 15 s exposure at the 500oc temperature on aluminum substrate pod względem rozłożenia składników mikrostruktury oraz składu chemicznego. wyniki przedstawiono na rysunkach 1÷4. na rysunkach 5÷9 pokazano mikrostrukturę złącza lutowanego zn-al+(0,5; 1,0; 1,5)% at. cu na podłożu miedzianym. temperatura wynosiła 500oc, pomiar prowadzono w powietrzu. na podstawie badań można stwierdzić, że za procesy zachodzące na granicy lutowina–podłoże odpowiada bogaty w fazy międzymetaliczne stop cu-zn. po roztopieniu lutu procesy zachodzące na granicy lutowina–podłoże można podzielić na dwa etapy. pierwszy z nich obejmuje rozpuszczanie miedzi przez ciekły cynk, drugi – krystalizację i reakcję perytektyczną. pierwsza krystalizuje faza ε-cuzn4, a później faza 37przegląd spawalnictwa 9/2013 ys. 5. mikrostruktura złącza lutowanego (zn-al)eut+1,0 % at. cu na podłożu miedzianym w temperaturze 500oc, czas ekspozycji 15 s ig. 5. microstructure of solder joints (zn-al)eut+1.0 % at. cu on the copper substrates at 500°c, exposure time 15 s ys. . mikrostruktura złącza lutowanego (zn-al)eut+1,0% at. cu na podłożu miedzianym w temperaturze 500oc, czas ekspozycji 30 s ig. . microstructure of solder joints (zn-al)eut+1.0% at. cu on the copper substrates at 500°c, exposure time 30 s ys. . mikrostruktura złącza lutowanego (zn-al)eut+1,0% at. cu na podłożu miedzianym w temperaturze 500oc, czas ekspozycji 60 s ig. . microstructure of solder joints (zn-al)eut+1.0% at. cu on the copper substrates at 500°c, exposure time 60 s ys. . mikrostruktura złącza lutowanego (zn-al)eut+1,0% at. cu na podłożu miedzianym w temperaturze 500oc, czas ekspozycji 120 s ig. . microstructure of solder joints (zn-al)eut+1.0% at. cu on the copper substrates at 500°c, exposure time 120 s ys. . mikrostruktura złącza lutowanego (zn-al)eut+1,0% at. cu na podłożu miedzianym w temperaturze 500oc, czas ekspozycji 180 s ig. . microstructure of solder joints (zn-al)eut+1.0% at. cu on the copper substrates at 500°c, exposure time 180 s γ-cu5zn8. na tych rysunkach można wyróżnić trzy warstwy faz międzymetalicznych. od strony podłoża miedzianego są to cuzn, cu5zn8, cuzn4. uzyskane wyniki są zgodne z wynikami zaprezentowanymi w [11, 12]. na rysunkach 10÷12 przedstawiono mikrostrukturę złącza lutowanego zn-al+(0,5; 1,0; 1,5)% at. cu na podłożu aluminiowym. w trakcie procesu lutowania temperatura wynosiła 500oc, pomiar odbywał się w powietrzu, użyto topnika eurotop al700. wyniki pomiarów zawartości składu w miejscach zaznaczonych na rysunku 12 przedstawiono w tablicy. na rysunkach widać, że podłoże al rozpuszcza się pod wpływem ciekłego lutu – jest to zwilżanie reaktywne. aluminium z podłoża przechodzi do lutowiny, a zwiększona koncentracja tego pierwiastka występuje w fazach międzymetalicznych (rys. 12, tabl. i). ys. 10. mikrostruktura złącza lutowanego (zn-al)eut+1,0% at. cu na podłożu aluminiowym w temperaturze 500oc, czas ekspozycji 5 s ig. 10. microstructure of solder joints (zn-al)eut+1.0% at. cu on the aluminum substrates at 500°c, exposure time 5 s ys. 11. mikrostruktura złącza lutowanego (zn-al)eut+1,0% at. cu na podłożu aluminiowym w temperaturze 500oc, czas ekspozycji 15 s ig. 11. microstructure of solder joints (zn-al)eut+1.0% at. cu on the aluminum substrates at 500°c, exposure time 15 s 38 przegląd spawalnictwa 9/2013 ys. 12. mikrostruktura złącza lutowanego (zn-al)eut+1,0% at. cu na podłożu aluminiowym w temperaturze 500oc, czas ekspozycji 30 s ig. 12. microstructure of solder joints (zn-al)eut+1.0% at. cu on the aluminum substrates at 500°c, exposure time 30 s ta lica i. analiza mikrostruktury złącza lutowanego (al-zn)eut+1,0% at. cu na podłożu al w punktach oznaczonych na rysunku 12 ta le i. the microstructure analysis of solder joints (al-zn)eut+1.0% at. cu on aluminum substrates which was marked on fig. 12 punkty pierwiastek % wag. % at. 1 al 20,47 38,39 cu 1,81 1,44 zn 77,73 60,17 uma 100 100 2 al 57,43 76,46 cu 3,85 2,19 zn 38,72 21,35 uma 100 100 3 al 53,24 73,39 zn 46,76 26,61 uma 100 100 podsumowanie badano właściwości i zachowanie lutów na bazie eutektyki zn-al z różnymi ilościami dodatku miedzi. stwierdzono, że stopy te zdecydowanie lepiej zwilżają aluminium niż miedź. świadczy o tym kilkakrotnie mniejszy kąt zwilżania wynoszący dla aluminium 4o, a dla miedzi 20o, oraz przede wszystkim kilkakrotnie większa powierzchnia rozpływu takiej samej ilości lutu 0,5 g w takiej samej temperaturze (cu – ok. 90 mm2, al – ok. 300 mm2). prawdopodobnie decydujący wpływ ma na to większe napięcie powierzchniowe miedzi niż aluminium (dla cu w t = 1200oc – 1154 dyn/cm, dla al w t = 935oc – 463 dyn/cm), co pokazuje równanie younga-laplace’a. zasadniczo, niewielkie dodatki miedzi do eutektyki zn-al poprawiają właściwości zwilżające lutów zarówno na miedzi, jak i na aluminium. optymalny wydaje się jednoprocentowy dodatek cu do stopu eutektycznego zn-al. w przypadku podłoża miedzianego związane jest to prawdopodobnie ze zwiększaniem energii aktywacji faz międzymetalicznych, co powoduje zmniejszenie kinetyki wzrostu. jeśli chodzi o podłoże aluminiowe, to wiąże się to z tym, że niewielkie dodatki miedzi zwiększają szybkość rozpuszczania aluminium przez ciekły lut. literatura [1] dyrektywa 2008/35/we parlamentu europejskiego i rady z dnia 11 marca 2008 r. [2] dyrektywa 2002/96/we parlamentu europejskiego i rady z dnia 27 stycznia 2003 r. [3] dyrektywa 2003/108/we parlamentu europejskiego i rady z dnia 8 grudnia 2003 r. [4] moser z., gasior w., bukat k., pstruś j., kisiel r., sitek j., ishida k., ohnuma i.: pb-free solders. wettability testing of sn-ag-cu alloys with bi additions. part i, j. phase equilibria and diffusion, 27, 2006, s.133-139. [5] lopez e.p., vianco p.t., rejent j.a.: j. elect. mater., 34 (2004), 299. [6] moser z., gąsior w., pstruś j.: j. phase equilibria, 22 (2001) 254. [7] moser z., gąsior w., pstruś j, księżarek s.: j.electron. mater. 31 (2002), s.1225. [8] rettenmayer m., lambracht p., kempf b., tschudin c.: j. electron. mater. 31 (2002), s.279–285. [9] shimizu t., ishikawa h., ohnuma i., ishida k.: j. electron. mater. 28 (1999), s.1172–1174. [10] vianco p. t.: solder alloys: a look at the past, present and future. welding journal nr 3/1997. [11] takaku y., felicia l., ohnuma i., kainuma r., ishida k.: interfacial reaction between cu substrates and zn-al base high-temperature pb-free solders; journal of electronic materials, vol. 37, no. 3, 2008. [12] kang n., sung na h., kim s.k., kang c.y.: alloy design of zn–al–cu solder for ultra-high temperatures; journal of alloys and compounds 467 (2009), s.246–250. [13] savaskan t., turhal m.s.: relationships between cooling rate, copper content and mechanical properties of monotectoid based zn–al–cu alloys; materials characterization 51 (2003), s.259–270. [14 ] gancarz t., pstruś j., fima p., mosińska s.; thermal properties and wetting behavior of high temperature zn-al-in solders, journal of materials engineering and performance; 21 (2012), s.599–605. [15 ] klein-wassink r.j.: soldering in electronics, 2nd ed., electochemical publications, ayr, scotland, 1984. 00 referaty ps 10 2017 www 83przegląd  spawalnictwa vol. 89 10/2017 zrobotyzowany system  do spawania laserowego lapriss (laser processing robot integrated system solution) firmy panasonic robot laser welding system lapriss (laser processing robot integrated system solution) from panasonic inż.  mirosław  nowak  (iwe),  mgr  inż.  daniel  wiśniewski  (iwe),  mgr  inż.  jacek  buchowski  – technika spawalnicza, mgr inż. aleksander thomas – panasonic. autor korespondencyjny/corresponding author: miroslaw.nowak@techspaw.com.pl streszczenie referat przedstawia innowacyjne rozwiązania (technologia wbc, direct diode laser, spin process) oraz software (laser navigator), które zaimplementowane zostały w systemie lapriss firmy panasonic dedykowanym do zrobotyzowanego spawania wiązką laserową. słowa kluczowe: zrobotyzowane spawanie laserowe; direct diode laser (ddl); technologia wavelength beam combination (wbc) abstract article presents innovation solutions (wbc technology, direct diode laser, spin process) and software (laser navigator) which are implemented in lapriss system from panasonic for laser beam robot welding. keywords:  robot laser welding; direct diode laser (ddl); wavelength beam combination technology (wbc) wstęp – podstawy technologii laserowej laser (ang. light. amplification. by. stimulated. emission. of.radiation) – jest urządzeniem, które wykorzystuje zjawisko wzmocnienia światła przez wymuszoną emisję promieniowania. generowane światło, czyli promieniowanie elektromagnetyczne może być o długości fali światła widzialnego, ultrafioletu lub podczerwieni. początki powstawania lasera sięgają lat pięćdziesiątych xx wieku. kolejne dekady przyniosły rozwój technologii laserowej i powstanie wielu rodzajów laserów. podzielić je można w zależności od mocy (dużej, średniej i małej), sposobu pracy (ciągła lub impulsowa), widma promieniowania (podczerwień, światło widzialne, nadfiolet). jednak największa gama laserów powstała w oparciu o budowę ośrodka czynnego. ośrodkiem czynnym może być: – gaz (argon, azot, dwutlenek węgla, hel i neon, krypton, tlenek węgla, tlen i jod); – ciało stałe (rubin, neodym na szkle, neodym na granacie syntetycznym nd:yag, erb na granacie syntetycznym er:yag, tul na granacie syntetycznym tm:yag, holm na granacie syntetycznym ho:yag, iterb na ciele stałym); – ciecz (barwnikowe, chelatowe, neodymowe); – półprzewodnik (złączowe – diody laserowe, bezzłączowe); – swobodne elektrony (promieniowanie x). mirosław nowak, daniel wiśniewski, jacek buchowski, aleksander thomas przeglad welding technology review zasada działania lasera polega na dostarczeniu energii z układu pompującego do ośrodka czynnego (z medium aktywnym) gdzie zachodzi reakcja kwantowego wzmocnienia fotonów. następnie fotony odbijane są od lustra końcowego o refleksyjności r = 100% (rys. 1) oraz lustra wyjściowego o refleksyjności r < 100%. dzięki takiemu rozwiązaniu fotony poprzez lustro wyjściowe przenikają jako oddzielona wiązka światła laserowego [1,2]. rys. 1. zasada generowania wiązki laserowej [3] fig. 1. laser beam generating process [3] lustro końcowe refleksyjność r = 100% refleksyjność r < 100% wyjście pompy medium aktywne lustro wyjściowe oddzielona wiązka światła laserowego doi:.http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v89i10 .822 84 przegląd  spawalnictwa vol. 89 10/2017 rys. 2. porównanie zjawiska rozszczepienia światła oraz łączenia go w jedną wiązkę fig. 2. comparison of the light splitting process and combining it into a single beam cechy charakterystyczne wiązki laserowej  w porównaniu do światła dziennego – monochromatyczność – wysoka intensywność jednej długości fali [3]. – mała rozbieżność – promienie zwykłego światła rozchodzą się we wszystkich kierunkach, natomiast promień lasera pozostaje skupiony i posiada małą rozbieżność [3]. – wysoka spójność – laser jest wiązką światła o pokrywających się w czasie długościach fal. może być mocniejszy dzięki wzajemnemu wzmacnianiu się fal [3]. – wysoka gęstość mocy (w/m2)– skupienie wiązki laserowej daje bardzo dużą koncentrację energii. dla porównania opisano różnicę pomiędzy skoncentrowaną wiązką światła dziennego i laserowego poprzez soczewkę. skupiając światło słoneczne padające prostopadle do ziemi można wygenerować energię, która pozwoli podpalić papier, ale nie da się nią stopić metalu. natomiast pojedyncza długość fali, wysokie ukierunkowanie wiązki laserowej daje wyższą koncentrację energii pozwalającą stopić metal [3]. zasada  działania  lasera  przemysłowego  trzeciej generacji  – direct diode laser (ddl) w przemyśle produkcyjnym lasery znalazły szeroki wachlarz zastosowań. są wykorzystywane m.in. w cięciu metali, spawaniu, drążeniu, obróbce cieplnej czy znakowaniu. w dziedzinie spawania laserowego pierwszą generacją były lasery gazowe z użyciem dwutlenku węgla (co2) oraz lasery na ciele stałym typu nd:yag. pierwsza generacja sięga początków lat ‘80 xx wieku, a lasery te przetrwały do dnia dzisiejszego. druga generacja została wprowadzona do przemysłu w roku 2005. były to lasery światłowodowe (fiber) oraz dyskowe (disc) posiadające długość emitowanej fali sięgającą 1 µm, w porównaniu z laserami co2 posiadającymi dziesięciokrotnie dłuższą długość emitowanej fali (do 10 µm). najnowsza – trzecia już generacja to lasery diodowe, które zostały wprowadzone do przemysłu w ostatniej dekadzie. lasery diodowe są uznawane jako następca laserów światłowodowych i dyskowych, posiadają szereg zalet m.in. większą wydajność, wyższą jakość promienia i pozwalają na generowanie dowolnej długości fali wiązki. dodatkowym atutem jest zwiększona energooszczędność oraz mniejsze gabaryty oscylatora, który pozwala zaoszczędzić więcej miejsca na hali produkcyjnej. istotą laserów nowej generacji, czyli direct diode laser (ddl) jest brak medium aktywnego. układ pompujący dostarcza energię bezpośrednio z diód laserowych o różnych długościach fal bezpośrednio na pryzmę, która łączy je w jedną wiązkę. technologia łączenia wiązki nazwana wbc – wavelength.beam.combination opracowana została na uniwersytecie mit w stanach zjednoczonych. firma panasonic we współpracy z tera diode inc. (której jest właścicielem) zastosowała technologię wbc w swoich najnowszych oscylatorach. technologia ta wykorzystuje zjawisko dyspersji fali elektromagnetycznej (światła). w przypadku przejścia wiązki światła przez pryzmę zostaje ona rozszczepiona na fale o różniej długości, ponieważ w zależności od ich częstotliwości załamują się one pod różnymi kątami. technologia wbc wykorzystuje zjawisko odwrotne do opisanego powyżej (rys. 2) [3]. łączy fale o różnych długościach padające pod określonym kątem na siatkę dyfrakcyjną w jedną wiązkę. następnie wiązka poprzez zwierciadło wyjściowe przenika jako spójna o bardzo małej rozbieżności do światłowodu i dalej do głowicy [3]. zrobotyzowany system  do spawania laserowego lapriss firma panasonic połączyła technologię laserową direct diode laser i wbc z robotem manipulacyjnym tworząc system lapriss (laser. processing. robot. integrated. system. solution). dzięki temu powstał kompaktowy system, w którym wszystkie elementy składowe pochodzą od jednego producenta (rys. 3). gwarantuje to pełną kompatybilność sprzętową oraz jeden zintegrowany interfejs. system ten składa się z ramienia robota ze sterownikiem, oscylatora laserowego oraz głowicy laserowej montowanej na ostatniej osi robota. głowica ta wyposażona jest w dwa serworys. 3. komponenty składowe systemu lapriss firmy panasonic (a – ramię robota, b – głowica laserowa, c – sterownik robota, d – oscylator, e – panel uczenia z dedykowanym interfejsem) fig. 3. components of lapriss system from panasonic (a – robot arm, b – laser head, c – robot controller, d – oscillator, e – teach pendant with interface) światło białe (dzienne) rozszczepione światło diody laserowe spójna wiązka pryzma pryzma a e d c b 85przegląd  spawalnictwa vol. 89 10/2017 rys. 4. głowica laserowa (trepanująca)– budowa (a) oraz zasada działania obrotowych soczewek (b) fig. 4. laser head (trepannig) – head contruction (a) and principle of working rotating lenses (b) napędy sterujące kątem ustawienia soczewek, co pozwala na wykonanie ruchu spiralnego (funkcja spin) wiązki w zakresie ø 16 mm podczas jednoczesnego przesuwania głowicy ramieniem robota (rys. 4). bardzo niska masa głowicy poniżej 4,5 kg pozwala na zainstalowanie jej na nadgarstkach wszystkich robotów panasonic obecnie dostępnych na rynku. specjalnie zaprojektowana dysza na końcu głowicy z wyrzutem sprężonego powietrza (tzw. nóż powietrzny) zabezpiecza szkło ochronne przed szkodliwymi odpryskami i oparami powstającymi podczas procesu spawania. dodatkowo szkło ochronne może być w łatwy sposób wymienione przez operatora bez użycia narzędzi w celu przyspieszenia prac naprawczych. rozwiązanie to jest tańsze i praktyczniejsze w porównaniu np. z serwisowaniem skomplikowanych w budowie głowic skanujących [3]. zrobotyzowane spawanie laserowe może w niektórych przypadkach zastąpić proces zgrzewania oporowego. wynika to m.in. z bardzo dobrej dostępności do miejsc spawanych wiązką laserową oraz z prędkości procesu i jego elastyczności. dzięki temu można zaprojektować mniej skomplikowany detal, a tym samym zmniejszyć jego masę i koszty produkcji. dla przykładu poniżej pokazano proces wytwarzania profili zamkniętych z blachy (rys. 5). do procesu zgrzewania koniecznym jest dwustronne wywinięcie blachy i złożenie jej ze sobą na znacznym odcinku, aby kleszcze zgrzewalnicze mogły swobodnie docisnąć elementy (rys. 5a i 5b), natomiast przy spawaniu laserowym wystarczy mniejsze złożenie jednostronne z uwagi na dojście jedynie wiązką laserową (rys. 5c i 5d). przeprojektowanie elementu na łączenie jednostronne elementów obniży koszty zużywanych materiałów oraz czas produkcji [3]. rys. 5. zalety produkcyjne przy zmianie procesu zgrzewania oporowego na spawanie laserowe fig. 5. benefits of changing production method from resistance welding to laser welding a b przyłącze światłowodowe (qbh) układ soczewek (chłodzony cieczą) promień lasera soczewka skupiająca soczewki szkło ochronne zakres promienia ø 16 mm szkło ochronne (wymiana bez narzędzi) serwonapędy dysza (z tzw. nożem powietrznym) większe wywinięcie blachy wymagany dostęp z dwóch stron mniejsze wywinięcie blachy wystarczy dostęp z jednej strony spawanie laserowe zgrzewanie oporowe   zmiana procesu a c b d 86 przegląd  spawalnictwa vol. 89 10/2017 w tabeli poniżej przedstawiono porównanie przykładowych czasów cyklu zgrzewania oporowego ze spawaniem laserowym detali ze stali niestopowej o grubości 0,8 mm i szerokości zgrzeiny 4 mm w złączach zakładkowych (tabl. i). niewątpliwą zaletą spawania laserowego jest znacznie krótszy czas cyklu, a dzięki możliwości wykonania punktowych spoin bliżej siebie cały element zyskuje większą sztywność [3]. tablica i. porównanie czasu cyklu zgrzewania oporowego ze spawaniem laserowym table  i. comparison of resistance welding cycle time with laser welding cycle time tablica ii. porównanie próby wytrzymałościowej na rozrywanie złącza przylgowego zgrzewanego oporowo kleszczami oraz spawanego laserowo robotem panasonic table ii. comparison of the tensile strength test for lap joint made by resistance welding method with panasonic robot laser welding method zgrzewanie oporowe spawanie laserowe ruch robota 1,0 s ruch robota 0,425 s ruch szczęk (zamknięcie) 0,5 s – – czas ściśnięcia 0,2 s – – czas impulsu prądowego 0,15 s czas spawania 0,25 s czas ściśnięcia (chłodzenie) 0,5 s – – ruch szczęk (otwarcie) 0,5 s – – łącznie 2,85 s łącznie  0,675 s zgrzewania lub zwiększenie odległości pomiędzy zgrzeinami, na co nie zawsze pozwala obrabiany detal [3]. elementy spawane laserowo wykazują także większą wytrzymałość złącza. dla przykładu w poniższej tabeli (tabl. ii) pokazano złącze przylgowe z blachami ze stali niestopowej grubości 0,8 mm. przy próbie rozrywania elementu lepsze parametry wytrzymałościowe miała spoina punktowa wykonana wiązka laserową ok. 4830n w porównaniu ze zgrzeiną ok. 4350n. rys. 6. porównanie wielkości odległości wykonywania miejsc spajania blach przy zgrzewaniu oporowym (a) ze spawaniem laserowym (b) fig. 6. comparison of the spacing of joining points in resistance welding (a) with laser welding (b) kolejną zaletą spawania laserowego nad zgrzewaniem oporowym jest możliwość wykonywania punktów łączenia blachy bliżej siebie. w przypadku wiązki laserowej nie ma żadnych ograniczeń i punkty te mogą występować jeden obok drugiego (rys. 6b), natomiast podczas operacji zgrzewania nie tylko ograniczają nas duże gabaryty kleszczy, ale również niekorzystne zjawisko powstawania bocznikowania prądu zgrzewania. zjawisko to pojawia się w przypadku, gdy zgrzeiny zostały wykonane blisko siebie i prąd zgrzewania przepływa przez uprzednio zrobioną zgrzeinę, a tym samym z mniejszym natężeniem przez aktualnie wykonywaną zgrzeinę. to niekorzystne zjawisko jest intensywniejsze w przypadku spajania grubych blach oraz blach o mniejszej oporności elektrycznej. jedynym rozwiązaniem jest zwiększenie prądu a) zgrzewanie oporowe wymagany duży odstęp małe odstępy b) spawanie laserowe  zgrzewanie oporowe spawanie laserowe warunki prąd: 8000a, ciśnienie: 0,2 mpa, czas: 0,2s; elektroda: r50 średnica punktu: 0,6 mm, moc: 2,5 kw, prędkość 3,0 m/min wygląd (test naprężeń) wytrzymałość połączenia średnio 4350 n (4320 ~ 4400 n) rozerwany detal  przed przed ø 4,5 mm  ø 4,5 mm  po po rozerwany detal  średnio 4830 n (4770 ~ 4900 n)  87przegląd  spawalnictwa vol. 89 10/2017 funkcja spin proces produkcyjny spajania możemy również polepszyć poprzez skrócenie czasu trwania cyklu. zastosowanie innowacyjnych funkcji zawartych w systemie lapriss daje nam właśnie taką możliwość. jedną z nich jest spin process, która za pomocą dwóch soczewek w głowicy laserowej odchyla wiązkę laserową na boki, powodując ruch spiralny o maksymalnej średnicy 16 mm (rys. 4b). ruch spiralny soczewek wykonywany może być zarówno w interpolacji liniowej, jak i łukowej podczas ruchu ramienia robota. dzięki tej funkcji możemy na przykład wykonać proces spawania dwustronnej spoiny teowej tylko w jednym przejściu (rys. 7a). innym zastosowaniem mogą być złącza kątowe np. spoiny narożne (rys. 7b) lub spoiny brzeżne w złączach przylgowych (rys. 7c), gdzie wymagane jest równomierne nagrzanie obszaru wokół krawędzi łączonych elementów. funkcja spin wyparła starszą metodę spawania laserowego z podwójnym ogniskiem, w której wiązka rozdzielana była na dwie składowe lub stosowano dwie odrębne głowice. dodatkowo zastosowanie funkcji spin może pozwolić na spawanie elementów posiadających większą tolerancję wymiarową przygotowania materiału. dla przykładu posłużono się złączem doczołowym, w którym dozwolona szerokość szczeliny wynosi 0,2÷0,3 mm, a błąd pozycjonowania ok. 0,2÷0,3 mm (rys. 8). dla metody spawania łukowego mag są to wartości graniczne, natomiast dla spawania laserowego z wykorzystaniem funkcji spin możemy topić materiał ruchem spiralnym wzdłuż linii spawania na boki w zakresie ø 16 mm. amplituda oscylacji spiralnych zależy od grubości materiału spawanego i prędkości spawania. wykorzystując metodę spawania laserowego z funkcją spin, przyspieszamy 4lub 5-krotnie proces spawania względem metody mag (dla metody mag ok. 0,5 m/min), rys. 7. przykłady zastosowań funkcji spin: a) spoina teowa, b) spoina narożna, c) spoina brzeżna [3] fig. 7. examples of usage of the spin function: a) t-joint, b) corner joint, c) edge joint [3] rys. 8. możliwości zastosowania funkcji spin w spawaniu elementów o zwiększonej tolerancji wymiarowej fig. 8. possibility of using the spin function in welding of elements with increased dimensional tolerance a tym samym zmniejszamy odkształcenia termiczne powstałe podczas spawania. dzięki temu nie ma konieczności prostowania elementu po spawaniu. kolejną zaletą funkcji spin jest możliwość zastosowania jej przy spawaniu cienkich blach, pomiędzy którymi wy stępuje szczelina. rozgrzewając materiał ruchem spiralnym, stapiamy większą powierzchnię niż w przypadku spawania prostym ruchem liniowym. jako przykład posłuży nam proces spawania laserowego dwóch blach o grubości 0,8 mm nałożonych na siebie tak, że powstała pomiędzy nimi szczelina o szerokości 0,5 mm (tabl. iii). w przypadku spawania laserowego bez funkcji spin cała energia liniowa złącza została skupiona na małej powierzchni co w efekcie spowodowało stopienie niedostatecznej ilości materiału do wypełnienia szczeliny pomiędzy blachami. natomiast przy wykorzystaniu ruchu spiralnego stopiono 1,7 razy więcej materiału co umożliwiło prawidłowe zalanie szczeliny oraz wykonanie poprawnego złącza. dodatkowo system lapriss został wzbogacony o różne wzory prowadzenia trajektorii spawania do wykonywania spoin sczepnych (rys. 9). wykonywane są za pomocą poruszających się zwierciadeł w głowicy bez przemieszczanie się ramienia robota. mogą być z powodzeniem wykorzystywane do spawania miejsc, w których do tej pory wykonywany był proces punktowego zgrzewania oporowego. z dostępnej biblioteki można wybrać m.in. ruch kołowy, owalny czy spiralny. każdy z nich dla ułatwienia wprowadzenia parametrów zobrazowany został również graficznie. funkcja laser navigator w celu ułatwienia doboru parametrów spawania wiązką laserową firma panasonic opracowała innowacyjny software laser navigation (rys. 10). wcześniej podobne rozwiązanie zastosowano w technologii mag w systemach tawers. oprogramowanie to pozwala na automatyczne obliczenie odpowiedniej wartości mocy wiązki [w], odległości głowicy od detalu [mm] oraz kąta padania wiązki na detal [°]. jako dane wejściowe należy podać rodzaj materiału, który łączmy, typ spawanego złącza, grubość łączonych elementów oraz rodzaj wzoru oscylacji wiązki laserowej. laser navigation wspomaga nie tylko proces programowania robota przez osoby, które wcześniej nie miały styczności ze spawaniem laserowym, ale może przyspieszyć prace wdrożeniowe również zaawansowanym programistom [3]. a b c wiązka laserowa środek linii spawaniazakres ruchu spiralnego funkcji spin 88 przegląd  spawalnictwa vol. 89 10/2017 rys. 9. przykładowe wzory ruchu wiązki laserowej wykonywane w głowicy bez przesuwania ramienia robota fig. 9. example pattern of laser beam movement executed in laser head without moving robot arm a) ruch kołowy b) ruch spiralny c) ruch liniowy d) ruch owalny rys. 10. funkcja laser navigator fig. 10. laser navigator function rodzaj materiału promień ruchu spin rodzaj złącza prędkość spawania grubość materiałów automatycznie wygenerowane parametry spawania wzór funkcji spin 89przegląd  spawalnictwa vol. 89 10/2017 tablica iii. zastosowanie funkcji spin przy spawaniu blach ze szczeliną table iii. usage of the spin function in welding lap joint with gap wnioski  1. technologia wbc (wavelength.beam.combination) w połączeniu z direct diode laser jest nowatorskim rozwiązaniem na świecie i wzbogaca możliwości zastosowań laserów. 2. zastosowanie technologii direct diode laser jest obecnie najbardziej energooszczędną technologią laserową. 3. system lapriss (laser.processing.robot.integrated.system.solution) jest jedynym na świecie znanym rozwiązaniem połączenia robota spawalniczego z systemem laserowym z jednym interfejsem i od jednego producenta. 4. zrobotyzowane spawanie laserowe w porównaniu ze zgrzewaniem oporowym pozwala zwiększyć wydajność i jakość procesu produkcyjnego. nie występuje w nim niekorzystne zjawisko bocznikowania prądu i umożliwia wykonanie połączeń w miejscach trudnodostępnych (nieosiągalnych np. dla kleszczy zgrzewalniczych). literatura [1] pilarczyk j.: poradnik inżyniera t. 2 spawalnictwo, wydawnictwo naukowe pwn, 2017. [2] banasik m., stano s.: lasery dyskowe – źródło ciepła dla procesów spawalniczych, przegląd spawalnictwa 7/2011. [3] materiały panasonic, właściciela firmy tera diode. spawanie w linii prostej spawanie w linii prostej z funkcją spin moc: 2,5 kw, prędkość: 2,0 m/min moc: 3,4 kw, ruch spiralny: ø 1,0 mm, prędkość: 2,0 m/min maksymalna szerokość szczeliny: 0,3 mm maksymalna szerokość szczeliny: 0,5 mm wiązka laserowa zbyt mała ilość stopionego materiału odpowiednia ilość stopionego (1,7 razy większa z funkcją spin) wiązka laserowaruch typu spin szczelina 0,5 mmszczelina 0,5 mm 201412_pspaw.pdf 9przegląd spawalnictwa vol. 86  12/2014 artur czupryński andrzej ozgowicz analiza właściwości powłokowych barier cieplnych natryskiwanych płomieniowo analysis of the properties of thermal barrier coatings produced by flame spraying dr inż. artur czupryński, mgr inż. andrzej ozgowicz – katedra spawalnictwa, politechnika śląska. autor korespondencyjny/corresponding author: artur.czuprynski@polsl.pl streszczenie w artykule porównano wyniki badań dotyczących właściwości eksploatacyjnych powłok ceramicznych natryskiwanych płomieniowo, materiałami ceramicznymi tlenkowymi w postaci proszku na osnowie tlenku aluminium al2o3 oraz tlenku cyrkonu zro2, na podłoże z konstrukcyjnej stali niestopowej s235jr. oceny dokonano w oparciu o badania metalograficzne, przyczepności powłoki do podłoża, odporności na ścieranie, odporności na zużycie erozyjne oraz udar cieplny. słowa kluczowe: bariery cieplne, modyfikacja powierzchni, natryskiwanie płomieniowe abstract this article compares the results of studies on the operational properties of the flame sprayed ceramic coatings, ceramics oxide powder on the base of aluminum oxide and zirconium oxide al2o3 zro2, on the ground of non-alloy structural steel s235jr. the assessments were based on metallographic examination, the adhesion, abrasion resistance, resistance to erosive wear and thermal shock. keywords: thermal barrier, surface modification, thermal spraying wstęp metody natryskiwania cieplnego w przeciągu ostatnich lat uległy znacznemu rozwojowi, dzięki zastosowaniu coraz bardziej zaawansowanych technicznie źródeł ciepła oraz nowych nie stosowanych dotąd materiałów powłokowych [1,2]. obecnie ok. 70% przemysłowego wykorzystania tej technologii to produkcja nowych części maszyn lub urządzeń, od których wymaga się wysokich właściwości powierzchniowych. do szybkiego rozwoju technologii natryskiwania cieplnego przyczynił się również wzrost parametrów eksploatacyjnych części maszyn i urządzeń związany z dużymi obciążeniami i szybkościami powodującymi ich przyśpieszone zużycie i konieczność efektywnej regeneracji. zastosowanie powłok natryskiwanych cieplnie spowodowało wielokrotne zwiększenie trwałość zabezpieczeń konstrukcji stalowych przed korozyjnym działaniem środowiska, a także przeszło stukrotne zwiększenie trwałość części maszyn włókienniczych współpracujących z szybko przesuwającym się włóknem, kilkakrotnie zwiększyło trwałość kokili odlewniczych, rolek w transporterach hutniczych, elementów pomp i mieszalników, wtryskarek do tworzyw sztucznych, a także polepszyło trwałość i niezawodność kotłów i turbin energetycznych, silników samolotowych i samochodowych [3]. z uwagi na wysoką odporność na korozję, erozję i ścieranie oraz twardość i żarowytrzymałość coraz powszechniej wykonuje się powłoki natryskiwane z ceramiki inżynierskiej. na szczególną uwagę zasługują materiały ceramiczne tlenkowe oparte na tlenku aluminium al2o3 i tlenku cyrkonu zro2. powłokowe bariery cieplne natryskiwane płomieniowo na „zimno” stosowane są w bardzo wielu przypadkach, np. na podłoża w elektronice, świece zapłonowe, izolujące elementy turbin oraz odporne na wysokie temperatury i udar cieplny komory spalania nowoczesnych silników lotniczych [4÷7]. 10 przegląd spawalnictwa vol. 86 12/2014 cel i przebieg badań celem przeprowadzonych badań było opracowanie warunków technologicznych oraz porównanie właściwości eksploatacyjnych powłok ceramicznych natryskiwanych płomieniowo proszkami na bazie al2o3 oraz zro2 na konstrukcyjnej stali niestopowej s235jr wg en 10025-2:2004. do natryskiwania użyto proszku al2o3+3%tio2 firmy interweld austria gmbh o nazwie handlowej mogul c10, oraz proszek zro2+30%cao firmy castolin eutectic o nazwie handlowej metaceram 28085. na powłokę podkładową zastosowano stop ni-al-mo w postaci proszku xuper ultrabond 51000 firmy castolin eutectic. proszek al2o3+3%tio2 (mogul c10) jest często stosowany do natryskiwania „na zimno” tulei pomp, pierścieni uszczelniających, powierzchni ślizgowych, łopatek pomp i wirników oraz izolatorów elektrycznych. powłoka wykonana tym proszkiem stanowi doskonałą izolację termiczną oraz posiada wysoką odporność na udar cieplny. twardość powłoki wynosi ok. 700 hv10. proszek zro2+30%cao (metaceram 28085) może być użyty do natryskiwania „na zimno” powłok stanowiących doskonałą izolację termiczną części w komorach spalania i elementów maszyn odlewniczych, tygli i kadzi hutniczych, oraz osłon pirometrów. powłoki wykonane tym proszkiem charakteryzują się doskonałą odpornością na ścieranie i na udar cieplny. twardość powłoki wynosi ok. 700 hv10. rodzaj palnika: rototec 80 ciśnienie acetylenu 0,7 bar ciśnienie tlenu 4,0 bar odległość palnika od powierzchni natryskiwanej 200 mm temperatura podgrzania wstępnego 40 °c każdorazowo zmiana kąta prowadzenia palnika względem kolejnej powłoki 90° tablica i. parametry natryskiwania powłoki podkładowej proszkiem xuper ultrabond 51000 table i. parameters of the spraying process the primer coating of xuper ultrabond 51000 powder xuper ultrabond 51000 to proszek metaliczny na bazie ni-al-mo stosowany jako powłoka podkładowa dla proszków ceramicznych, w celu zwiększenia ich przyczepności do podłoża. operacji ręcznego natryskiwania płomieniowego poddano blachy o wymiarach 5x200x300 mm oraz powierzchnię czołową walcy o wymiarach ø 40x50 mm stosując dwa ww. proszki. przed procesem natryskiwania powierzchnie blach i walców oczyszczono w operacji śrutowania metodą strumieniowo – ścierną zgodnie z wymaganiami pn-en 13507:2010. oczyszczanie powierzchni przeprowadzono śrutem ostrokątnym z żeliwa utwardzonego. proces natryskiwania składał się z następujących operacji: – natryskiwanie powłoki podkładowej o grubości od 50 do 100 µm proszkiem xuper ultrabond 5100 z wykorzystaniem palnika rototec 80 (tabl. i) – natryskiwanie powłok zewnętrznej właściwej o grubości ok. 500 µm proszkami al2o3+3%tio2 (mogul c10) oraz zro2+30%cao (metaceram 28085) przy użyciu palnika castodyn ds 8000 (tabl. ii) po procesie natryskiwania blachy pokryte powłokami ceramicznymi pocięto na próbki przeznaczone do dalszych badań (rys. 1). badanie przyczepności powłok natryskiwanych do podłoża wykonano na próbkach walcowych. badanie metalograficzne makroskopowe powierzchni powłoki natryskiwanej wykonano przy użyciu mikroskopu stereoskopowego stosując powiększenie od 4 do 25 razy. wyniki obserwacji przedstawiono na rysunku 2. tablica ii. parametry natryskiwania powłoki zewnętrzniej proszkiem mogul c10 oraz metaceram 28085 table ii. parameters of the spraying process of protective coating with two powders: mogul c10 and metaceram 28085 rodzaj palnika castodyn ds 8000 końcówka palnika: ssm 30 przepływ proszku mogul c10 2 (ustawienie wg instrukcji) metaceram 28085 3 (ustawienie wg instrukcji) ciśnienie acetylenu 0,7 bar ciśnienie tlenu 4,0 bar ciśnienie gazu pomocniczego (sprężone powietrze) 3,0 bar uwagi: wymagana powłoka podkładowa xuper ultrabond 51000 11przegląd spawalnictwa vol. 86  12/2014 rys. 1. schemat pocięcia blach pokrytych powłokami ceramicznymi na próbki do badań metalograficznych (m), odporności na ścieranie (s), odporności na zużycie erozyjne (e), udary cieplne (c) fig. 1. scheme of cutting the coated samples into metallographic test sample (m), abrasion resistance (s), resistance to erosive wear (e), thermal shock (c) rys. 2. próbki natryskiwane płomieniowo proszkiem: a) mogul c10 (al2o3+3%tio2), b) proszkiem metaceram 28085 (zro2+30%cao) fig. 2. sprayed samples: a) powder mogul c10 (al2o3+3%tio2), b) powder metaceram 28085 (zro2+30%cao) rys. 3. drobnoziarnista struktura ferrytu z cementytem i niewielkimi obszarami perlitu w stali poddanej procesowi natryskiwania płomieniowego: a) pow. 100, b) pow. 1000 fig. 3. fine-grained structure of ferrite and cementite with small areas of perlite in the steel treated by flame spraying process: a) mag. 100, b). mag. 1000 rys. 4. efekt natryskiwania płomieniowego proszkiem mogul c10: a) struktury powłoki zewnętrznej (c) podpowłoki (b) i materiału rodzimego (a), pow. 100; b) struktury powłoki zewnętrznej al2o3+3%tio2 oraz obraz odkształconej stali, pow. 400; c) struktury podpowłoki nad obszarem odkształconej stali o rozwiniętej linii powierzchniowej, pow. 400; d) linii powierzchni powłoki zewnętrznej, pow. 400 fig. 4. the effect of a flame spray with powder mogul c10: a) structure of coating (c) undercoating (b) substrate (a), mag. 100; b) structure of coating al2o3+3%tio2 and the image of the deformed steel, mag. 400; c) microstructure of coating over area of deformed steel with expanded surface, mag. 400; d) line of surface coating, mag. 400. a) b) a) b) a) b) c) d) a b c 12 przegląd spawalnictwa vol. 86 12/2014 badania metalograficzne mikroskopowe przeprowadzono na zgładach metalograficznych prostopadłych do powłoki, wyciętych z blach po natryskiwaniu płomieniowym proszkiem mogul c10 (al2o3+3%tio2) i metaceram 28085 (zro2+30%cao). obserwacje metalograficzne struktury badanych powłok przeprowadzono na zgładach trawionych w 4%-wym roztworze kwasu azotowego (hno3) i alkoholu etylowego (c2h5oh). badania metalograficzne mikroskopowe wykonano przy powiększeniu od 100 do 1000 razy. wielkość ziarna w strukturze blachy określono metodą porównawczą. grubość powłok określono metodą metalograficzną zgodnie z pn-en iso 1463 1997. wynik stanowiły wartość średnia z dziesięciu pomiarów. wyniki badań metalograficznych mikroskopowych pozwoliły ocenić strukturę materiału rodzimego podpowłoki i powłoki zewnętrznej i ich grubości po operacji natryskiwania płomieniowego proszkiem mogul c10 (al2o3+3%tio2) i metaceram 28085 (zro2+30%cao). wyniki badań przedstawiono na rysunkach 3÷5. pomiaru twardości powłok dokonano metoda vickersa. badania przeprowadzono zgodnie z pn–en iso 6507-1:2007, przy użyciu ostrosłupa diamentowego o kącie wierzchołkowym α = 136° ± 0,5. obciążenie podczas pomiarów twardości wynosiło od 5 do 500 g. pomiaru twardości dokonano na przekroju poprzecznym próbek z naniesionymi powłokami ceramicznymi proszkiem mogul c10 i metaceram 28085. wykonano po piętnaście pomiarów twardości na przekroju poprzecznym próbek, przy czym sześć pomiarów wykonano w powłoce natryskiwanej (c), trzy w podpowłoce (b) i osiem w materiale rodzimym (a). badania rentgenograficzne powierzchni próbek po natryskiwaniu płomieniowym proszkami mogul c10 i metaceram 28085 wykonane na dyfraktometrze rentgenowskim pozwoliły na określenie składu fazowego powłoki zewnętrznej po natryskiwaniu płomieniowym proszkiem mogul c10 (al2o3+3%tio2) i metaceram 28085 (zro2+30%cao) na podłoże podpowłoki utworzonej z proszku ni-al-mo i materiału rodzimego stali niskowęglowej s235jr. wyniki rentgenowskiej analizy jakościowej przedstawiono na dyfraktogramach (rys. 6 i 7). rys. 5. efekt natryskiwania płomieniowego proszkiem metaceram 28085: a) struktury powłoki zewnętrznej (c) podpowłoki (b) i materiału rodzimego (a), pow. 100; b) struktury powłoki zewnętrznej z mikroporami i podpowłoki, pow. 400; c) struktury stali w obszarze przygranicznym z podpowłoką, pow. 400; d) struktury powłoki zewnętrznej, pow. 400 fig. 5. microstructures of coatings flame sprayed with metaceram 28085 powder: a) microstructure of top coat (c) bond coat (b) substrate (a) mag. 100; b) structure of top coat with micropores and bond coat, mag.400; c) structure of substrate steel in are of boundary with bond coat, mag.400; d) structure of top coat, mag.400. a) b) c) d) rys. 6. dyfraktogram powłoki natryskiwanej płomieniowo proszkiem mogul c10 (al2o3+3%tio2) fig. 6. diffractogram of flame sprayed coating with powder mogul c10 (al2o3+3%tio2) c b a 13przegląd spawalnictwa vol. 86  12/2014 rys. 7. dyfraktogram powłoki natryskiwanej proszkiem metaceram 28085 (zrol2+30%cao) fig. 7. diffractogram of flame sprayed coating with powder metaceram 28085 (zrol2+30%cao) przy użyciu elektronowego mikroskopu skaningowego przeprowadzono badania topografii natryskiwanych płomieniowo powłok. obserwacji przy powiększeniu od 250 do 5000 razy poddano zgłady metalograficzne prostopadłe do powierzchni próbek. wyniki badań na mikroskopie skaningowym pozwoliły określić wpływ rodzaju zastosowanego proszku w procesie natryskiwania na budowę powłoki zewnętrznej oraz stężenie pierwiastków w mikroobszarach powłok. przykładowe wyniki obserwacji topografii i mikrostruktur powłok przedstawiono na rysunkach 8 i 10, a wyniki mikroanalizy składu chemicznego na rysunkach 9 i 11. badanie chropowatości powierzchni powłok przeprowadzono na nowoczesnym profilografometrze zgodnie z pn-en iso 4287:1999/a1:2010. chropowatość badano na powierzchni próbek o wymiarach 5x200x300 mm bezpośrednio po procesie natryskiwania płomieniowego proszkiem mogul c10 i proszkiem metaceram 28085. pomiar realizowano na pięciu odcinkach o długości pomiarowej l = 25 mm w dwóch prostopadłych kierunkach. chropowatość powierzchni natryskiwanych określono wyznaczając następujące parametry podstawowe a mianowicie ra – średnie odchylenie chropowatości, rz – wysokość nierówności oraz rmax – maksymalna wysokość nierówności. porównanie wartości ra, rz i rmax powłoki natryskiwanej proszkiem mogul c10 i metaceram 28085 przedstawiono rysunku 12. rys. 9. powłoka po natryskiwaniu płomieniowym proszkiem mogul c10: a) budowa powłoki ceramicznej wraz z powłoką podkładową i materiałem rodzimym z widocznymi porami o zróżnicowanej wielkości w powłoce zewnętrzniej próbki; b) niewielka porowatość powłoki zewnętrznej w obszarze przygranicznym z podpowłoką; c) topografia powłoki zewnętrznej; d) obszar materiału rodzimego i powłoki podkładowej fig. 9. coating sprayed by flame method with powder mogul c10; a) structure of ceramic coating with bond coat and substrate with micro pores; b) small porosity of top coat close to the bond coat; c) topography of top coat; d) are of substrate and bond coat. rys. 8. mikroanaliza składu chemicznego obszaru z rys. 9 c) fig. 8. microanalysis of chemical composition in region of fig. 9 b) c) d) a) 14 przegląd spawalnictwa vol. 86 12/2014 badanie odporności na zużycie ścierne typu minerał – minerał powłok natryskiwanych proszkiem mogul c10 i metaceram 28085 wykonano na próbkach o wymiarach 5x25x75 mm zgodnie z normą astm g65. w wyniku badania określono zużycie masowe próbki jakie stwierdzono po 100, 125, 250, 500 i 1500 obrotach tarczy dociskającej materiał ścierny. wyniki badań pozwoliły określić odporność naniesionych rys. 10. powłoka po natryskiwaniu płomieniowym proszkiem metaceram 28085: a) powłoka zewnętrzna o niewielkim stopniu porowatości; b) powłoka podkładowa; c) topografia powłoki zewnętrznej; d) obszar powłoki podkładowej fig. 10. the coating after flame sprayed with metaceram 28085 powder: a) top coat with low porosity; b) bond coat; c) topography of top coat; d) are of substrate and bond coat. a) b) c) d) rys. 11. mikroanaliza składu chemicznego: a) obszaru z rys. 10 c); b) obszaru z rys. 10 d) fig. 11. microanalysis of chemical composition: a) area of fig. 10c; b) area of fig. 10d a) b) rys. 12. parametry chropowatości ra, rz, rmax powłok natryskiwanych płomieniowo proszkiem mogul c10 i metaceram 28085 fig. 12. the roughness ra, rz, rmax of coating obtained by flame spraying with powder mogul c10 and metaceram 28085 15przegląd spawalnictwa vol. 86  12/2014 powłok na zużycie ścierne. wyniki pomiarów badań na zużycie ścierne przedstawiono w tablicy iii. badanie odporności erozyjnej przeprowadzono zgodnie z normą astm g76-95 na próbkach o wymiarach 5x25x75 mm z powłokami natryskiwanymi proszkami mogul c10 i metaceram 25085. jako materiał erozyjny zastosowano proszek al2o3 o średnicy cząstek 45÷70 µm. badanie realizowano przy prędkość cząstek 70±2 m/s, natężeniu przepływu ok. 2 g/min, odległość próbki od wylotu dyszy 10 mm, oraz kącie padania strugi ściernej wynoszącym 90°, 60°, 30° i 15°. czas przeprowadzania badania wynosił 10 minut. wyniki badań przedstawiono w tablicy iv. badanie przyczepności powłoki rh (wytrzymałość na odrywanie) określono metodą odrywania w statycznej próbie rozciągania zgodnie z pn–en 582:1996 nazwa proszku nr próbki ilość obrotów, n nr badania waga próbki przed badaniem, g waga próbki po badaniu, g ubytek masy, g średni ubytek masy, g ubytek objętościowy mm3 m og ul c 10 s 1.1 1500 1 75,8406 75,0086 0,832 0,8314 207,852 75,8396 75,0086 0,831 3 75,8395 75,0084 0,8311 s 1.2 500 1 75,0825 74,6428 0,4397 0,4387 109,662 75,0821 74,6431 0,439 3 75,0802 74,6427 0,4375 s 1.3 250 1 75,4531 75,2617 0,1914 0,1840 92,002 75,4524 75,2618 0,1906 3 75,4517 75,2816 0,1701 s 1.4 125 1 75,8165 75,6092 0,2073 0,2074 51,852 75,8164 75,6091 0,2073 3 75,8167 75,6094 0,2073 s 1.5 100 1 73,8637 73,7352 0,1285 0,1283 32,072 73,8635 73,7351 0,1284 3 73,8634 73,7355 0,1279 tablica iii. wyniki badań ścieralności powłok natryskiwanych proszkiem mogul c10 i metaceram 28085 table iii. the results of abrasion of coatings sprayed with powder mogul c10 and metaceram 28085 m et ac er am 2 80 85 s 2.1 250 1 74,7266 74,0916 0,635 0,6347 112,342 74,7263 74,092 0,6343 3 74,7262 74,0915 0,6347 s 2.2 500 1 77,6013 76,638 0,9633 0,9633 170,492 77,6014 76,6378 0,9636 3 77,6012 76,6381 0,9631 s 2.3 1500 1 76,9207 75,458 1,4627 1,4626 258,872 76,9205 75,4578 1,4627 3 76,9206 75,4581 1,4625 s 2.4 125 1 76,8146 76,1956 0,619 0,6190 109,562 76,8148 76,1954 0,6194 3 76,8143 76,1958 0,6185 s 2.5 100 1 78,5391 77,8907 0,6484 0,6485 114,782 78,5394 77,8905 0,6489 3 78,5391 77,891 0,6481 na próbkach walcowych o średnicy ø40 mm natryskiwanych płomieniowym proszkiem mogul c10 i metaceram 28085. powierzchnię czoła próbek walcowych pokrytych powłoką przyklejono do przeciwpróbki klejem henkel locit hysol 3478 a&b superior metal o wytrzymałości na rozciąganie 17 mpa. próbki wraz z urządzeniem mocującym umieszczono w maszynie wytrzymałościowej i poddawano statycznemu rozciąganiu aż do zerwania. wyniki próby rozciągania pozwoliły na określenie wartości siły odrywającej powłoki od podłoża i na obliczenie współczynnika przyczepności, tablica iv. badanie odporności na udary cieplne przeprowadzono zgodnie z en iso 14923:2003 na próbkach o wymiarach 5x25x75 mm z powłoką al2o3+3%tio2 natryskiwaną płomieniowo proszkiem mogul c10 16 przegląd spawalnictwa vol. 86 12/2014 rodzaj proszku kąt padania erodenta 90o 45o 30o 15o mogul c10 metaceram 28085 tablica iv. efekty badania erozyjnego na powierzchni próbek table iv. the results of surface erosion testing i powłoką zro2+30%cao natryskiwaną proszkiem metaceram 28085. ze względu na brak szczegółowych wskazań dotyczących przeprowadzenia tego rodzaju próby ustalono trzy etapy badań: – etap pierwszy – nagrzewanie do temperatury 1050 °c i powolne chłodzenie wraz z piecem z prędkością 40°/h, tablica v. wyniki statycznej próby rozciągania powłok natryskiwanych proszkiem mogul c10 i metaceram 28085 table v. the results of static tensile test coatings sprayed with powder mogul metaceram 28085 c10 materiał powłokowy numer próbki wymiary próbki maksymalna siła zrywająca n przyczepność powłoki natryskiwanej, n/mm2 średnica próbki mm pole przekroju mm2 rh rhśr mogul c10 1/1 39,4 1218,6 7614,0 6,0 6,51/2 39,0 1193,9 6418,0 5,4 1/3 39,8 1243,5 10095,0 8,1 metaceram 28085 2/2 39,8 1243,5 4376,0 3,5 3,3 2/3 39,5 1224,8 3735,0 3,1 rys. 13. delikatne pęknięcia na powierzchni powłoki naniesionej proszkiem mogul c10 po badaniu odporności na udary cieplne fig. 13. subtle cracks on surface of coating sprayed with powder mogul c10 after thermal shock testing rys. 14. rozwarstwienie powłoki naniesionej proszkiem metaceram 28085 po badaniu odporności na udary cieplne fig. 14. delamination of coating sprayed with metaceram 28085 after thermal shock testing – etap drugi – nagrzewanie do temperatury 1050 °c i chłodzenie próbek w strudze sprężonego powietrza z prędkością 25°/s, cykl powtarzano dziesięć razy, – etap trzeci – nagrzewanie do temperatury 1050 °c i gwałtowne ochłodzenie próbek w wodzie z prędkością 100°/s. wynik badania określał ilość cykli po których na powierzchni powłoki widoczne były nieciągłości i rozwarstwienia (rys. 14). 17przegląd spawalnictwa vol. 86  12/2014 maksymalną twardość 909,9 hv5 stwierdzono w obszarze powłoki o budowie zbliżonej do eutektycznej. w podpowłoce, jasne obszary charakteryzowały się niską twardością wynoszącą 169 hv1. w miejscach występowania cienkich wydzieleń tlenkowych twardość była bardzo wysoka i wynosiła 568 hv. twardość mierzona na tlenkach o większej powierzchni wynosiła nawet 1553 hv. w materiale podłoża, twardość w strefie granicznej z podpowłoką wynosiła ok. 226hv, co potwierdza występowanie umocnienia powierzchniowego stali po śrutowaniu. w odległości ok. 500 µm od powierzchni, twardość stali wynosiła 112 hv i była charakterystyczna dla struktury ferrytycznej z niewielką ilością cementytu i perlitu. twardość powłoki po operacji natryskiwania płomieniowego proszkiem metaceram 28085 była zróżnicowana i wynosiła od 449 hv01 do 1176 hv05. zróżnicowanie pomiarów było wynikiem dużej ilości porów na powierzchni tej powłoki. twardość podpowłoki wynosiła od 279 do 346 hv a materiału podłoża od 230 hv do 109 hv. maksymalną twardość 230 hv wykazywał odkształcony obszar stali o strukturze pasmowej w strefie przygranicznej z podpowłoką. badania rentgenograficzne pozwoliły na identyfikację faz występujących w strukturze powłoki po natryskiwaniu płomieniowym proszkiem mogul c10 i metaceram 28085 (rys. 6 i 7). po operacji natryskiwania proszkiem mogul c10 (al2o3+3%tio2) w strukturze powłoki stwierdzono występowanie głównie fazy al2o3 oraz nial10o16 i nial32o49 a także śladowe ilości feα (rys. 6). badania nie wykazały występowania w tej powłoce fazy z tytanem co było związane z niewielką jego ilością w składzie proszku do natryskiwania (tio2 = 3%). przy wykorzystaniu badań rentgenowskich zidentyfikowanie fazy jest możliwe w przypadku jej występowania w ilości powyżej 4%. na dyfraktogramie wskazano dziesięć linii dyfrakcyjnych od fazy al2o3 w tym o maksymalnej intensywności od płaszczyzn (113), (116), (124), (030) i (1.0.10). stwierdzono również cztery linie dyfrakcyjne pochodzące od płaszczyzn (121), (212), (400) i (123) fazy nial10o16 i od płaszczyzn (201), (321), (332), (122) fazy tlenkowej nial32o49. zaobserwowano również występowanie linii dyfrakcyjnych (100) i (211) o niewielkiej intensywności pochodzących od feα. w strukturze powłoki otrzymanej w operacji natryskiwania proszkiem metaceram 28085 (zro2+30%cao) ujawniono występowanie złożonych tlenków cyrkonu i wapnia. na dyfraktogramie (rys. 7) występuje 10 pików pochodzących od płaszczyzn fazy cazro3 i cztery od płaszczyzn fazy ca0,15zr0,85o1,85. stwierdzono również piki o niewielkiej intensywności od płaszczyzn (100) i (211) pochodzące od podłoża stalowego feα. badanie topografii powłoki natryskiwanych płomieniowo proszkiem mogul c10 i metaceram 28085 oraz określenie składu chemicznego w mikroobszarach zrealizowano przy wykorzystaniu elektronowego mikroskopu skaningowego. powierzchnia powłoki natryskiwanej proszkiem mogul c10 (al2o3+3%tio2) była porowata analiza wyników badań po przeprowadzeniu procesu natryskiwania wykonane badania metalograficzne makroskopowe metodą wzrokową i na mikroskopie stereoskopowym pozwoliły określić zabarwienie i topografię powierzchni próbek po natryskiwaniu płomieniowym proszkiem mogul c10 (al2o3+3%tio2) oraz metaceram 28085 (zro2+30%cao). próbki po natryskiwaniu proszkiem al2o3+3%tio2 charakteryzowały się powłoką o barwie szaro niebieskiej, a natryskiwane proszkiem zro2+30%cao barwą jasną, kremową (rys. 2). powierzchnie obydwu próbek miały matowy odcień i nierównomierną powierzchnię. badanie metalograficzne zgładów prostopadłych do powierzchni próbki natryskiwanej proszkiem mogul c10 ujawniły, że na powierzchni stali o rozwiniętej linii powierzchniowej występowały kolejno dwie powłoki: podpowłoka (b) i powłoka zewnętrzna właściwa (c) – rysunek 4 a). bezpośrednio nad powierzchnią materiału rodzimego (a) zaobserwowano jasną powłokę podkładową – podpowłokę (b) utworzoną z natryskiwania proszkiem ni-al-mo o grubości od 30 µm do 110 µm składającą się z jasnych obszarów utworzonych prawdopodobnie z roztworów pierwiastków ni-mo-sial oraz ciemnych wtrąceń tlenkowych – rysunek 4 c). w obszarze przygranicznym z podpowłoką występowała pasmowa struktura w materiale rodzimym charakterystyczna dla umocnienia powierzchni stali podczas śrutowania badanego materiału. na podpowłoce występowała ciemna powłoka zewnętrzna utworzona w procesie natryskiwania, której grubość wahała się w zakresie od 450 µm do 510 µm. powłoka ta charakteryzowała się dużą ilością porów o zróżnicowanej wielkości i pofałdowaną linią powierzchni zewnętrznej – rysunek 4 d). po natryskiwaniu proszkiem metaceram 28085 (zro2+30%cao) na powierzchni stali o rozwiniętej linii powierzchni występowały kolejno powłoka podkładowa podpowłoka (b) i powłoka zewnętrzna właściwa (c) – rysunek 5 a). pod powłoką podkładową w stali zaobserwowano strukturę pasmową o znacznym odkształceniu plastycznym występującą na grubości ok. 50 µm. powłoka podkładowa składała się z jasnych obszarów roztworów pierwiastków wchodzących w skład zastosowanego proszku metaceram 28085 do jej natryskiwania oraz ciemnych spłaszczonych tlenków (rys. 5 c). grubość tej powłoki wynosiła od 50 do 160 µm. powłoka zewnętrzna właściwa o grubości ok. 600 µm charakteryzowała się dużą gęstością porów i rozwiniętą linią powierzchni zewnętrznej (rys. 5 d). pomiary twardości wykonano na zgładach próbek z powłoki natryskiwanej płomieniowo proszkiem mogul c10 i proszkiem metaceram 28085 w mikroobszarach powłoki zewnętrznej (c), podpowłoki (b) oraz podłoża stalowego (a). powłoka po natryskiwaniu proszkiem mogul c10 (al2o3+3%tio2) charakteryzowała się twardością wynoszącą od 671,8 do 909,9 hv5. 18 przegląd spawalnictwa vol. 86 12/2014 (rys. 8 a). ujawnione pory były zróżnicowanych rozmiarów: od 10 do 100 µm. niewielką ilość porów zaobserwowano w obszarze przygranicznym z podpowłoką (rys. 8 b). szerokość tego obszaru wynosiła ok. 40 µm. powłoka zewnętrzna składała się z przylegających do siebie cząstek (rys. 8). na podstawie mikroanalizy punktowej stwierdzono, że w cząsteczkach tych występuje aluminium, tytan, tlen w stężeniu wagowym odpowiednio 56,41%, 5,09% i 38,49% (rys. 9). w powłoce próbki natryskiwanej proszkiem metaceram 28085 (zro2+30%cao) stwierdzono niewielką ilość porów w porównaniu z powłoką natryskiwaną proszkiem mogul c10 (rys. 10 a). porowatość tej powłoce (na badanej powierzchni) wynosiła ok. 15%. mikroanaliza obszaru przedstawionego na rysunku 10 c wykazała, że w jego składzie chemicznym występuje cyrkon, tlen i wapń (rys. 11 a). stężenie wagowe cyrkonu wynosi 56,374%, tlenu 23,83% a wapnia 19,43%. w podpowłoce powstałej z proszku ni-al-mo próbki natryskiwanej proszkiem metaceram 28085 (zro2+30%cao) przeprowadzona mikroanaliza wykazała, że w tym obszarze występuje ni, fe, al, mo (rys. 11 b). badania chropowatości powierzchni powłok ceramicznych w dwóch prostopadłych kierunkach obejmujące określanie wartości ra, rz i rmax wykazały, że badane powłoki charakteryzują się duża chropowatością. parametry chropowatości ra, rz, rmax powłok natryskiwanych proszkiem mogul c10 i metaceram 28085 były porównywalne (rys. 12). wyniki badania odporności na ścieranie pozwoliły na stwierdzenie, że powłoka natryskiwana płomieniowo proszkiem mogul c10 cechowała się większą odpornością w porównaniu z powłoką natryskiwaną proszkiem metaceram 28085 w badanym zakresie obrotów od 100 obr. do 1500 obr., tablica iii. na podstawie badań odporności erozyjnej stwierdzono, że powłoka al2o3+3%tio2 natryskiwana proszkiem mogul c10 charakteryzuje się większą odpornością erozyjną (określoną ubytkiem masy) od powłoki zro2+30%cao natryskiwanej proszkiem metaceram 28085, za wyjątkiem badania pod kątem 90° (tabl. iv). w przypadku badania erozji pod kątem 45, 30 i 15° ubytek masy próbki z powłoką al2o3+3%tio2 wynosił odpowiednio 0,0218g, 0,0279g i 0,0179g a próbki z powłoką zro2+30%cao był o ok. 50% większy. przyczepność do podłoża powłok natryskiwanych płomieniowo proszkiem mogul c10 i metaceram 28085 określona w oparciu o próbę statycznego rozciągania do momentu dekohezji powłoki wykazała, że przyczepność powłoki al2o3+3%tio2 była wyższa niż powłoki zro2+30%cao i wynosiła odpowiednio 6,5 i 3,3 mpa. zróżnicowane wartości siły zrywającej i przyczepności powłok potwierdziły niejednorodne przełomy topografii próbek po próbie rozciągania. odporność na udary cieplne badano metodą cyklicznego nagrzewania do temperatury 1050 °c i chłodzenia z prędkością 40 °c/h (z piecem), 25 °c/s (chłodzenie powietrzem, 100 °c/s (chłodzenie w wodzie) próbek pokrytych jednostronnie powłoką al2o3+3%tio2 i powłoką zro2+30%cao. po nagrzewaniu próbek do temperatury 1050 °c i chłodzeniu z piecem w pierwszym cyklu próby, sprężonym powietrzem w kolejnych dziewięciu cyklach oraz oziębianiu w wodzie po ostatnim cyklu powłoka naniesiona proszkiem metaceram 28085 odwarstwiła się od podłoża i stwierdzono na niej pęknięcia z wyrwaniami (rys. 14) natomiast w powłoce naniesionej proszkiem mogul c10 nie stwierdzono uszkodzeń w postaci rozwarstwień natomiast zaobserwowano delikatne pęknięcia bez wyrwań (rys. 13). wnioski natryskiwanie płomieniowe proszkami mogul c10 oraz metaceram 28085 prowadzone w zakresie dobranych parametrów pozwoliło na uzyskanie na podłożu stalowym powłok ceramicznych o grubości ok. 500 μm. powłoka natryskiwana płomieniowo proszkiem mogul c10 posiadała strukturę składającą się głównie z tlenku aluminium i niewielkiej ilości faz nial10o16 i nial32o49 natomiast powłoka natryskiwania proszkiem metaceram 28085 charakteryzowała się strukturą tlenkowych faz cyrkonu z wapniem. połączenie powłoki natryskiwanej proszkiem ultrabond 51000 z podłożem stalowym oraz powłok zewnętrznych natryskiwanych proszkami mogul c10 i metaceram 28085 miało charakter adhezyjny. powłoki ceramiczne natryskiwane płomieniowo proszkiem mogul c10 i metaceram 28085 odznaczały się przyczepnością do podłoża wynoszącą odpowiednio: 6 i 3,5 mpa. uzyskane powłoki proszkiem mogul c10 i metaceram 28085 charakteryzowały się twardością wynoszącą odpowiednio ok. 750 i ok. 600 hv oraz niską odporność na zużycie ścierne. odporność na zużycie erozyjne powłoki natryskiwanej proszkiem mogul c10 była wyższa o ok. 30% od powłoki natryskiwanej proszkiem metaceram 28085. powłoka natryskiwana proszkiem mogul c10 odznaczała się odpornością na cykliczne udary cieplne, natomiast powłoka natryskiwana proszkiem metaceram 28085 nagrzewana i chłodzona w tych samych warunkach wykazywała pęknięcia, odpryski i rozwarstwienia. 19przegląd spawalnictwa vol. 86  12/2014 literatura [1] http://www.flamesprayinc.com [2] arcondéguy a., gasgnier g., montavon g., pateyron b., denoirjean a., grimaud a., huguet c.: effects of spraying parameters onto flame-sprayed glaze coating structures., surface and coatings technology, 2008, vol. 202, no. 18, s. 4444-4448. [3] li j. f., li l., stott f. h.: combined laser and flame surface coating of refractory ceramics: phase and microstructural characteristics., thin solid films, 2004 vol. 453-454, s. 67-71. [4] yafeng lian, laigui yu, qunji xue.: the effect of cerium dioxide on the friction and wear properties of flame spraying nickel-based alloy coating., wear, 1995, volumes 181-183, part 1, s. 436-441. [5] borisov yu., borisova a. l.: interface interaction and structural transformation in particles of ceramic and cermet composite powders in flame spraying., ceramics international 1983, vol. 9, no. 4, s. 138-141. [6] chang-jiu li, guan-jun yang, ze wang: formation of nanostructured tio2 by flame spraying with liquid feedstock., materials letters, 2003 vol. 57, no. 13-14, s. 2130-2134. [7] vargas f., ageorges h., fournier p., fauchais p., lópez m.e.: mechanical and tribological performance of al2o3-tio2 coatings elaborated by flame and plasma spraying., surface and coatings technology, 2010, vol. 205, no. 4, 15, s. 11321136. wydział mechaniczny politechniki wrocławskiej katedra materiałoznawstwa, wytrzymałości i spawalnictwa zg stowarzyszenia inżynierów techników mechaników polskich politechnika świętokrzyska centrum laserowych technologii metali pśk i pan zapraszają.do.udziału.w: 4. międzynarodowej konferencji naukowej natryskiwania cieplnego i napawania wrocław 22-24.09.2015 r. na.temat: „postęp,.zastosowania.i.nowoczesne.technologie” przegląd spawalnictwa uruchomił możliwość wolnego dostępu do pełnych treści artykułów w ramach open access library. artykuły w języku angielskim w formacie pdf zamieszczane są na stronie internetowej redakcji: www.pspaw.pl. autorów zainteresowanych publikacją w open access library prosimy o przesyłanie artykułów w języku polskim i angielskim. w miesięczniku nastąpi publikacja w języku polskim, a tekst w języku angielskim zostanie zamieszczony na stronie internetowej. przegląd spawalnictwa welding technology review open access library 17welding technology review vol. 91 2/2019 application of the minor destructive test (mdt) method for determination of aac masonry compressive strength dr hab. inż. radosław jasiński, prof. pś; dr hab. inż. łukasz drobiec, prof. pś; dr inż. wojciech mazur – silesian university of technology, poland corresponding author: radoslaw.jasinski@polsl.pl introduction the compressive strength of the wall fk is the basic quantity that allows checking uls wall conditions, and consequently, assess the safety of the designed or existing building structure. in contrast to concrete constructions in masonry structures, due to low reliability, non-destructive methods (ultrasonic and sclerometric) are widespread [1]. in in-situ conditions, the compressive strength of the wall can be determined by direct (destructive) method by performing tests using pressure cushions or by retrieving fragments of the wall [2]. the second of the common methods consists of testing small wall samples or components (masonry elements and mortar) and applying appropriate empirical curves to convert the obtained strengths to the sought fk value [3]. in modern walls made with thin-layer joints, in which the mortar plays the role of leveling the unevenness of the supporting surfaces and the butt welds are not filled, determining the compressive strength of the wall requires only the correct determination of compressive strength of the masonry element fb and calculations (using empirical coefficients ηw i δ expressing moisture and shape of the sample) of the average normalized compressive strength. such a procedure allows to apply the recommendations of eurocode 6 and calculate the characteristic compressive strength of the wall according to the formula: radosław jasiński, łukasz drobiec, wojciech mazur (1) where: k = 0.75 or 0.8; fb – standard normalized compressive strength of the masonry element; fbw – compressive strength of samples taken from structures taking into account the current humidity. if the tests are carried out on samples with dimensions other than a 10 mm cube, the normalized strength shall be determined using δ coefficients given in pn-en 772-1 [4]. the standard does not provide conversion factors for non-standard samples, such as cores or micro-cores. consequently, the calculation of results in advance is burdened with a difficult to estimate mistake. in the literature [5], conversion factors obtained from investigations of other materials such as concrete or ceramics, as well as masonry elements [6] have been known so far. however, relationships dedicated to aac have not been reported yet. in addition, there are no procedures to determine the characteristic compressive strength of an existing wall with actual density and humidity. the paper attempts to develop an empirical curve enabling determination of the normalized compressive strength of the wall made of aac with any density and humidity fbw. the general form of the nevil’s curve [5] known from the diagnosis keywords: minor destructive testing; compressive strength; civil engineering structures doi: http://dx.doi.org/10.26628/wtr.v91i2.1023 abstract non-destructive methods (ndt) in masonry made of autoclaved aerated concrete (aac) are not used as commonly as in concrete or reinforced concrete constructions. the porous structure and sensitivity to atmospheric factors, especially humidity, makes it necessary to determine the compressive strength of the wall in existing and used objects. the article presents a proposal of a semi-non-destructive method for determining the compressive strength of aac, and then a wall made with thin-layer joints. an empirical curve developed for cellular concrete with nominal density classes 400, 500, 600 and 700 in an air-dry condition was used for calibration. in addition, an empirical relationship was developed to take into account the impact of abk moisture. 18 welding technology review vol. 91 2/2019 of ordinary concrete was used, which was calibrated to aac density classes (400, 500, 600 and 700). taking into account that in addition to the influence of the process of rising and concentration of mass [7,8], also the moisture content of aac has a significant impact on compressive strength, tests were performed and additional empirical relationships were built. the analysis was carried out using previously performed tests [9,10] of 494 cylindrical and cuboidal samples, on the basis of which detailed empirical curves were built. this publication is an extension and supplement to the paper presented at the 47th national conference on non-destructive testing [11]. an empirical curve that converts the strength of any sample to strength determined on standard samples in the air-dry state if defects such as pores or voids in the material determine the strength of materials, individual samples of different shapes may have a significant dispersion of value. these aspects take into account the statistical theory of weibull’s strength [12,13] according to which, with the same probability of destruction, the strength of a given material depends inversely on the volume of the tested sample: (2) where: σ1, σ2 – stresses which damage samples with volumes v1 and v2, m – constant. after taking into account the influence of the slenderness of the samples, the dependence (2) was used by nevil [5] to form a relationship allowing determination of compressive strength of concrete on samples differing in shape and dimensions from standard samples (cubes 150 × 150 × 150 mm). the empirical curve used in ordinary concrete has the form: (3) where: v – volume of the sample, h – height of the sample, d – smallest side dimension of the sample. assuming in place of the fc,cube150 strength obtained on standard 150 × 150 × 150 mm samples the strength fb obtain ed on samples from masonry elements 100 × 100 × 100 mm, and the quotient 152hd by the volume of a standard sample 100hd, the relationship (3) can be presented as follows: (4) where: fb – compressive strength of a standard 100 × 100 × 100 mm sample, a and b – constant curve coefficients, y=fc/fb – the compression strength quotient determined on a sample of any shape and a standard sample of 100 × × 100 × 100 mm, x=v/100hd+h/d – dimensionless coefficient expressing the influence of sample volume and slenderness. the search for curve parameters (4) was determined by looking for a local minimum sum of squares: (5) using dependencies: (6) (7) after differentiating and solving the system of linear equations, the following relationships were obtained in a form facilitating the construction of a correlation table: (8) (9) when determining the compliance of the curve, it was assumed that uncertainty in x measurements is neglected (sample geometry). in addition, it was assumed that the uncertainties of all y values were of the same magnitude (usually identical weight of measurements resulting from sampling techniques). to estimate the correlation coefficient the following things were calculated: • assessment error: (10) where: • sum of errors: (11) and then the correlation coefficient: (12) paper [7] presents equations of correlation curves developed for cuboidal and cylindrical samples. the obtained values of the coefficients a and b of the curves are presented in the table i. the comparison of the obtained test results with the common curve is shown in figure 1. it should be noted that using a 100 × 100 × 100 mm sample the value of the curve denominator is v/100hd + h/d = 2, and the strength quotients calculated according to the formulas given in table i — fc/fb ≠ 1. to obtain a quotient fc/fb = 1 with standardized samples, the curves should be translated parallel to the abscissae using the additive correction 19welding technology review vol. 91 2/2019 fig. 1. test results of all core samples and cubic samples together with the determined correlation curve table i. comparison of coefficients and equations of empirical curves factor δb to form a common curve: (13) calibration of the curve in place of many curves developed for a given aac density, for diagnostic purposes, it is much more advantageous to operate such a curve that allows to determine the aac range of cellular concrete density, average density ρ, (nominal density class) kg/m3 curve coefficient r additive correction coefficient δb corrected curve coefficient bkor curve equation a b od 375 do 446, 397, (400) 0,159 0,857 0,324 0,06 0,921 od 462 do 532, 492, (500) 0,312 0,682 0,533 0,16 0,844 od 562 do 619, 599, (600) 0,349 0,779 0,612 0,05 0,826 od 655 do 725, 674, (700) 0,454 0,608 0,614 0,16 0,773 common curve aw = 0,321 bw = 0,730 0,512 0,11 0,840 cylinders – density 400 kg/m3 cylinders – density 600 kg/m3 cubes – density 400 kg/m3 cubes – density 600 kg/m3 common curve cylinders – density 500 kg/m3 cylinders – density 700 kg/m3 cubes – density 500 kg/m3 cubes – density 700 kg/m3 corrected common curve f c /f b 20 welding technology review vol. 91 2/2019 strength of any density and any humidity. using the values of coefficients a and b specified in the table i for concrete with densities contained in the given ranges and the coefficients aw and bw of the common curve, the correlation relationships shown in figure 2 were built. on the basis of the results presented in figure 2, the following relations were determined by the method of least squares describing values of curves coefficients as a function of aac density: (14) (15) of course, after determining the values of a and b and entering them into dependence (13) it is necessary to apply the correction of the coefficient b in order to get fc/fb ≠ 1 at v/100hd + h/d = 2. in addition to the influence of the shape and density of the samples, the influence of the humidity of aac, which is the quotient of absorbed water relative to the weight of the dry material, was also taken into account: (16) where: mw – mass of the humid sample, ms – mass of dried sample to constant mass. the maximum humidity of aac (moisture absorption) wmax corresponded to that of water saturation, in which no further increase in mass mw due to capillary rise was observed. the relative humidity was calculated as the quotient of the current humidity and the maximum humidity w/wmax. fig. 2. relative values of curves coefficients lp. range of cellular concrete density, average density ρ, (nominal density class) kg/m3 average humidity w, % average relative humidity w/wmax average compressive strength fbw, n/mm 2 average relative compressive strength fbw/fb 1 od 375 do 446, 397, (400), 0 0 2,90 1,0 2 8,3 0,10 2,64 0,92 3 20,1 0,23 2,09 0,72 4 29,1 0,33 2,18 0,76 5 58,3 0,67 1,96 0,68 6 89,9 1,00 1,78 0,62 7 od 462 do 532, 492, (500), 0 0 3,60 1,0 8 6,2 0,10 3,00 0,84 9 16,2 0,23 2,44 0,68 10 22,8 0,33 2,12 0,59 11 46,1 0,67 2,06 0,57 12 66,0 1,00 2,24 0,62 13 od 562 do 619, 599, (600), 0 0 5,00 1,0 14 5,40 0,10 4,71 0,95 15 12,6 0,23 4,21 0,85 16 18,2 0,34 3,88 0,78 17 58,3 0,67 1,96 0,68 18 61,1 1,00 2,82 0,57 19 od 655 do 725, 674, (700), 0 0 5,00 1,0 20 5,30 0,10 6,86 0,85 21 11,7 0,22 5,96 0,74 22 16,8 0,34 5,56 0,69 23 46,1 0,67 2,06 0,57 24 53,3 1,00 4,95 0,61 table ii. aac test results with diversified humidity a/ a w , b /b w density ρ, kg/m3 21welding technology review vol. 91 2/2019 a total of 127 samples 100 × 100 × 100 mm, divided into five six-element series, were made of aac blocks of various densities. each sample was placed in containers with water in such a way that the water saturation of the samples took place due to capillary rise. samples were weighed every 6 hours and the humidity was calculated. it was assumed that in the first place maximum humidity will be determined for each type of cellular concrete, and then the samples will be dried in order to achieve the assumed humidity. it was assumed that the strength tests will be conducted at relative humidity of: w/wmax = 100%; 67%; 33%; 23%, 10% and 0%. the average test results of individual series of samples are summarized in table iii. the maximum humidity of cellular concrete depended on the nominal density. it was found that with the density increase from ρ = 397 kg/m3 to ρ = 674 kg/m3, the maximum humidity changed in the range of wmax = 89,9÷53,3%, which allowed to determine the straight of least squares in the form: (17) at each humidity, destructive tests were performed determining fbw, strength, and the results are shown in figure 3a as a function of humidity w. in figure 3b, the strengths obtained were related to the aac strength of the completely dry fb and depicted as a function of relative humidity w/wmax. based on the obtained test results, two empirical straight lines were determined which allowed to appoint the relative strength of aac as a function of relative humidity in the form of: (18) (19) the fbw strength obtained from the formulas (18) and (19) takes into account the influence of moisture, and thus does not require conversion to the average normalized compressive strength fb. an example of determining the characteristic strength of the wall made of aac the presented considerations were used to determine the characteristic compressive strength of the wall made of aac with thin-layer welds. the procedure is illustrated by the following example. the subject of the research was the unplastered wall of a building made of masonry elements from aac given to environmental impacts over a several-month spring-summer period. visual inspection showed visible moisture of almost all walls and vertical scratches probably caused by vertical loads resulting from storage of building materials on one of the ceilings. the performed verification calculations showed that with the compressive strength assumed in the design, the load capacity conditions should be met. however, it was suspected that the strength of the material used could be lowered due to strong moisture. the aim of the research was to determine the characteristic strength of the wall for compression. for the needs of the research, 6 cores with a diameter of 50 mm and a length of 120 mm were taken from the scratched wall using a diamond lace (fig. 4). the ave rage humidity of the cores was measured in each place using the weight method according to the formula (16). after transport to the laboratory, each sample was cut so that the ratio of height to diameter was h/ø = 2. then the samples were dried to a constant mass, the apparent density ρ was determined and finally the destructive tests were performed in order to determine the compressive strength fc. fig. 3. aac strength test results including moisture: a) fbw strength as a function of moisture w, b) aac fbw/fb relative strength as a function of w/wmax fig. 4. abk in-situ tests, collection of core samples the results obtained are summarized in table iv. the strength aac obtained in an air-dry state was fb=3.59 n/mm2, and the normalized compressive strength of the element calculated on the basis of formula (1) was fb = 2.87 n/mm2. in turn, the obtained strength including the influence of moisture which can be treated as the average normalized compressive strength was equal to fbw = 2.41 n/mm2. the obtained result shows that the standard coefficient ηw = 0.8 too liberally estimates the compressive strength (fig. 3b), especially at humidity w > 20%. eventually, the characteristic compressive strength of the wall obtained f b w , n /m m 2 f b w /f b w, % w/wmax 22 welding technology review vol. 91 2/2019 according to the standard dependence and according to own tests were: (20) (21) using the standard procedure, the compressive strength of the masonry wall was approx. 17% greater than by using the proposed empirical curve and the procedure for taking into account the humidity of aac. table iii. aac test results with diversified moisture table iv. results of strength tests of aac samples lp. height of the sample, h, mm diameter of the sample, ø, mm volume of the sample, v, mm3 density of the sample, kg/m3 moisture of the sample w, % maximum humidity, % compressive strength, fc, n/mm2 1 101 51 206325 528 25 69,5 4,12 2,365 2 102 50 200277 589 47 62,0 3,11 2,401 3 99 50 194389 536 24 68,5 3,89 2,389 4 101 50 198313 555 27 66,2 3,55 2,397 5 100 50 196350 524 26 70,0 3,22 2,393 6 98 50 192423 564 32 65,1 3,05 2,385 lp. coefficient a coefficient b correction coefficient δb curve equation strength in dry condition fb, n/mm2 strength in wet condition fbw, n/mm2 1 0,306 0,737 0,11 4,22 2,33 2 0,366 0,697 0,12 3,21 2,01 3 0,314 0,732 0,11 3,99 2,74 4 0,333 0,719 0,11 3,65 2,48 5 0,302 0,740 0,10 3,30 2,26 6 0,341 0,713 0,12 3,14 2,09 average 3,59 2,39 summary the studies have shown that not only the volume and slenderness, but also the moisture content of aac affects the strength of the material. the largest 30% reduction in compressive strength in relation to samples dried to constant mass was observed at the humidity of w = 0÷30%. higher humidity caused a reduction in strength by approx. 10%. the use of a standard conversion factor that takes into account the humidity of aac can give dangerously overstated strength of the wall when it is dank by more than 20%. 23welding technology review vol. 91 2/2019 references [1] b. a. suprenant, m. p. schuller, nondestructive evaluation & testing of masonry structures, hanley wood inc, isbn 978-0924659577. [2] r. orłowicz, p. tkacz, p. bilko: metody badań wytrzymałości muru w budynkach istniejących. xxvi ogólnopolskie warsztaty pracy projektanta konstrukcji. bielsko-biała–szczyrk, 9-12.03.(2011), tom ii, 163-182. [3] p. matysek, metody określania wytrzymałości murów w konstrukcjach istniejących, xxx jubileuszowe ogólnopolskie warsztaty pracy projektanta konstrukcji. bielsko-biała–szczyrk, 25-28.03.(2015), tom ii, 435-462. [4] pn-en 771-4:2011 wymagania dotyczące elementów murowych. część 4. elementy murowe z autoklawizowanego betonu komórkowego. [5] a.m. neville: włściwości betonu. 5th edition, pearson education limited (2011), essex, england. [6] ł. drobiec, r. jasiński, a. piekarczyk, konstrukcje murowe według eurokodu 6 i norm związanych. tom 1, wydawnictwo naukowe pwn (2013), warszawa. [7] k. łaskawiec, l. misiewicz, deklarowane i uzyskiwane z badań właściwości użytkowe elementów murowych z abk produkowanych w polsce,materiały budowlane (2014), 11, 46-47. [8] g. zapotoczna-sytek, s. balkovic, autklawizowany beton komórkowy. technologia. właściwości. wykonawstwo, wydawnictwo naukowe pwn (2013), warszawa. [9] w. mazur, ł. drobiec, r. jasiński, effects of specimen dimensions and shape on compressive strength of specific autoclaved aerated concrete. icaac 6th international conference on autoclaved aerated concrete,postdam 4-6 september (2018), 541-556, doi.org/10.1002/ cepa.837. [10] r. jasiński, ł. drobiec, w. mazur, validation of selected non-destructive methods for determining the compressive strength of masonry units made of autoclaved aerated concrete, materials (2019), vol. 12 (3), art. no. 389, 1-21. [11] r. jasiński, wyznaczanie wytrzymałości na ściskanie muru z autoklawizowanego betonu komórkowego metodą małoniszczącą, badania nieniszczące i diagnostyka (2018), 3, 81-85, doi: 10.26357/bnid.2018.029. [12] w. weibull, a statistical theory of strenght of materials, ingvetenskaps handl (1939). [13] w. weibull, a statistical distribution function of wide applicability, journal of applied mechanics (1951), vol.18, 293-297. © 2019 by the authors. submitted for possible open access publication under the terms and conditions of the creative commons attribution (cc by) license (http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/). 201309_pspaw_gjgy.pdf 64 przegląd spawalnictwa 9/2013 oased razing fillers luty na bazie kobaltu ipl.-ing. thomas hlig, r.-ing. e astian weis, tefan chu erth, prof. r.-ing. ha il. ernhard wielage – chemnitz university of technology, niemcy. treszczenie nadstopy na bazie kobaltu są stosowane do pracy w wysokiej temperaturze. często pojawia się konieczność łączenia elementów wykonanych z tych materiałów w celu uzyskania zaprojektowanej konstrukcji. lutowanie twarde jest odpowiednią metodą łączenia tych stopów, ponieważ zapewnia dobrą odporność na korozję, przy czym zarówno materiał dodatkowy, jak i materiał lutowany powinny mieć taki sam skład chemiczny. w artykule przedstawiono wyniki prac nad trójskładnikowym lutem przyeutektycznym opracowanym na bazie stopu kobaltu – co-zrc-tac. stopy wytwarzane są przez topienie łukowe elektrodą wolframową na podkładce miedzianej chłodzonej wodą i w osłonie argonu. kształt geometryczny nadawany jest w procesie odlewania próżniowego do dzielonej miedzianej formy. mikrostruktura i zachowanie się topionego metalu analizowano z wykorzystaniem mikroskopii świetlnej i kalorymetrii skaningowej. a stract cobalt-based superalloys are used under high-temperature service conditions. it is often necessary to join parts made of these alloys to construct components with complex geometries. high-temperature brazing is a suitable joining technology. to ensure a good corrosion resistance, the brazing filler and the base material should have similar chemical compositions. this paper deals with the development of near eutectic cobalt-based brazing fillers based on the alloy system co-zrc-tac. the alloys are prepared by arc-melting on a water-cooled copper hearth in an argon atmosphere using a non-consumable tungsten electrode. geometrical shaping is done by suction casting into a sectioned copper mould. microstructure and melting behaviour are characterized by means of light microscopy and differential scanning calorimetry. introduction co-based materials are widely used in aircraft applications, industrial furnace applications or gas turbine manufacturing. since the 1960’s these alloys play an important role in the fabrication of high-temperature resistant components. the common requirements for the so called co-superalloys are good high-temperature strength as well as corrosion and creep resistance. the predominant advantage of co-based materials in comparison to ni-based superalloys is the higher stability against corrosion in sulphur-containing atmospheres [1]. in order to save material and costs it is preferable to design complex structures consisting of multiple parts. therefor use of corrosionand creep resistant brazing fillers is necessary. nickel-, gold-, or palladium-based fillers are commonly used. in order to lower the melting temperature, the ni-based materials often contain high amounts of boron, silicon or phosphorous. especially in case of brazing gaps exceeding a thickness of 50÷80 µm, these elements form brittle intermetallic phases. because their higher tolerance on gap geometry, the expensive noble metal based fillers are preferred in some industrial processes [2÷3]. nevertheless especially gold-based fillers show disadvantageous due to erosion effects at the grain boundaries and the local difference in electrochemical potential. to improve the corrosion resistance, the chemical composition of the base material and the brazing filler should be similar. the commercially available co-based brazing fillers impair the mechanical properties of the basis material induced due to their high liquidus temperatures, causing thermal damage and their poor flow abilities [4÷7]. because of the requirement of using ni-free materials inside the human body, the dental industry is one of the exceptions yet. the aim of this study is the development of new, relatively low melting, good flowing co-based brazing fillers for use under high-temperature corrosive thomas uhlig sebastian weis stefan schuberth bernhard wielage 65przegląd spawalnictwa 9/2013 conditions. this is achieved by reducing the melting temperature via addition of hard phase forming refractory metals and carbon. the use of these brazing fillers improve the homogenization of mechanical and corrosive properties within the joints. additionally, the refractory phases could affect the high-temperature creep resistance positively. for this purpose, the quaternary system co-zr-ta-c shall be modified. the quasiternary cut co-zrc0.81-tac0.82 is shown in fig. 1. the first step of the development is the re-evaluation of the experimental data, published by shurin et al. in the 1990s [8÷9]. sample zr ta c (zr,ta)c 1 2.11 2.53 0.36 5 2 2.53 3.04 0.43 6 3 2.95 3.54 0.51 7 5 3.37 4.05 0.58 8 6 3.80 4.55 0.65 9 7 4.22 5.06 0.72 10 8 4.64 5.57 0.80 11 9 5.06 6.07 0.87 12 10 5.48 6.58 0.94 13 11 5.90 7.08 1.01 14 12 6.33 7.59 1.08 15 13 6.75 8.10 1.16 16 14 7.00 8.40 1.20 16.6 15 7.17 8.60 1.23 17 16 7.59 9.11 1.30 18 17 8.01 9.61 1.37 19 18 8.43 10.12 1.45 20 ig. 1. quasiternary cut in the quaternary system co-zr-ta-c (axes in at%, temperature in °c) ys. 1. wycinek poczwórnego układu fazowego co-zr-ta-c (osie w % at., temperatura w °c) ig. 2. schematic drawing of the employed electric arc furnace ys. 2. schemat pieca łukowego ta le. compositions of the produced samples (balance co); wt.% ta lica. skład chemiczny wytworzonych próbek (reszta co); % wag.. perimental the alloys were prepared by melting on a water cooled copper crucible in an electric arc furnace using a non consumable tungsten electrode (fig. 2). the furnace was evacuated to 10-2 pa and refilled with high purity argon (6.0) in order to create a slight overpressure of about 1,1• 105 pa. metallic elements with a purity of not less than 99,8 % and spectrally pure graphite were used as starting materials. the compositions of all samples are summarized in table. the intended weight of the specimens was about 10 g. on the basis of the inert melting procedure, the melting losses can be determined by comparing the charge weight and the resulting alloy weight. mass losses were measured after each step of alloying using a laboratory scale with an accuracy of 1 mg. after homogenising the samples by continuous flipping over and remelting, suction-casting was carried out in cylindrical moulds that are divided into two sections (fig. 3). the specimens were cut into slices by a metallographic cut-off machine using a cbn wheel. in order to ensure a good homogeneity within the samples, x-ray fluorescence analysis (xrf) was carried out at each cut surface. the acceleration voltage was adjusted at 30 kev and a collimator of 2 mm was used to cover a relatively large surface area of the specimen. the measuring procedure can be used to detect elements ig. 3. cylindrical suction-casting mould ys. 3. cylindryczna forma do odlewania próżniowego 66 przegląd spawalnictwa 9/2013 with atomic numbers above 13, consequently no carbon is detectable. due to the strong chemical affinity of carbon to the refractory metals and the substoichiometric composition of the carbides zrc0.81 and tac0.82, homogeneity can be ensured by measuring the metal contents. the position of the measuring point on each slice in xrf is shown in fig. 4. parts of the specimens were hot mounted, ground and polished using struers grinding consumables and polishing cloths. in the last step of preparation, active oxide polishing suspensions were used to obtain a good surface. microsections were captured by light microscopy using the phase-contrast method. differential scanning calorimetry (dsc) was carried out using a netzsch sta 449 f1 simultaneous thermal analyzer. the maximum attainable temperature is 1650°c at heating and cooling rates up to 50 k/min. the resolution of the balance is 25 ng at a maximum weight of 5 g. the weighed portion of specimens for dsc is about 50 mg. because of the high thermodynamic stability of the carbides high heating and cooling rates are need to distinguish the liquidus reaction from base line. the rates were set to 40 k/min. esults the total mass losses during the melting procedure did not exceed 0.2 wt%. a good homogeneity was achieved within the specimens. the standard deviation of the xrf measurements did not exceed 2% of the measured value, which is close to the estimated standard deviation of the measuring principle [10]. the results of 20 measurements on the different cut surfaces of one specimen are shown in fig. 5. due to complexity of the alloying system, the evaluation of the dsc curves is difficult. the co-rich specimens (samples 1÷5) show a tendency to supercooling of the liquidus reaction. the solidus temperature can be determined properly, it decreases almost linearly ig. 4. position of measuring points in xrf ys. 4. miejsca pomiarów xrf jednorodności odlewu ig. 5. metal contents measured by xrf on 20 cut surfaces of one specimen ys. 5. zawartość badanych pierwiastków w 20 odciętych fragmentach próbki (xrf) with rising content of alloying elements. sample 6 is the lowest melting one in the examined range. the determined solidus temperatures (tsol) are constant for samples 7÷10 at a value of 1365°c. due to the small liquidus reaction and the different possibilities of constructing the onset, the evaluation of the liquidus temperatures (tliq) is ambiguous for hypoeutectic alloys. therefore the temperatures of the first reaction in the cooling curve and the one of the crystallisation peak were used to determine the melting behaviour of these alloys (fig. 6). the liquidus temperatures rise almost linearly for samples 7÷10. for higher carbide contents no liquidus reaction can be determined, tsol remains constant at 1365°c. the melting behaviour of the alloys is strongly dependent on the carbide content. the examined quasibinary cut seems to be eutectic with the lowest melting point at 9 wt% (zr,ta)c. the results of the dsc measurements are summarized in fig. 7. the micrographs show the dependence of the microstructure on composition of the alloys. because of the difference in hardness between the relatively soft co-based matrix and the carbides, the hard phases appear salient. as can be seen in fig. 8, the dendritic structure disappears induced by the addition of alloying elements. the microstructure of sample 7 (fig. 8b) ig. . dsc curve of sample 10, dashed lines indicate the determined solidus and liquidus temperature ys. . krzywe kalorymetryczne dla próbki 10. linie przerywane określają granicę solidusu i likwuidusu 67przegląd spawalnictwa 9/2013 ig. . determined melting behavior of the alloys in the quasibinary cut co-(zr,ta)c ys. . wyznaczone zachowanie się pseudopodwójnego stopu co-(zr,ta)c podczas topienia ig. . micrographs of hypereutectic (a), near eutectic (b) and hypoeutectic (c, d) alloys ys. . mikrografie stopu nadeutektycznego (a), przyeutektycznego (b) i podeutektycznego (c, d) is very homogenous with fine dispersed carbides. the further addition of zr, ta and c causes the growth of primary carbides, which enlarge with increasing amount of alloying elements. it can be summarised that the micrographs confirm the results of the dsc measurements. onclusions it is possible to melt hard phase reinforced cobased alloys in an electric arc furnace with very low mass losses (< 0.2 wt%). a good homogeneity can be achieved within the samples using arc-melting and suction-casting techniques. the liquidus temperature (tliq) drops with increasing amounts of alloying elements (samples 1÷6) up to a carbide content of 9 wt% (zr,ta)c. it rises with further addition of zr, ta and c (samples 7÷10). due to the specification of the thermal analyzer, tliq is not detectable for carbide contents above 13 wt%. the microstructures of the alloys are in good agreement with the determined melting behaviour. near the point of the lowest detected melting temperature, the microstructure appears to be very fine dispersed. this indicates a near eutectic composition and confirms the results of the thermal analysis. the results of shurin et al. [9] could not be confirmed and should be critically evaluated. the solidus temperature, determined in the present investigation, differs by more than 100 k. the composition of the lowest melting point detected corresponds to about 9 wt% (zr,ta)c whilst the literature data published corresponds to about 16.6 wt% (zr,ta)c. eferences [1] davies j. r.: nickel, cobalt and their alloys. asm international, 2000. [2] greaves w.: kostengünstige reparatur von turbinenschaufeln durch vakuum-hartlöten. str sulzer technical review, 87 (2005) issue 1, pp.19-21. [3] falkenberg s.; watermeyer k.: die untersuchung des lötverhaltens von auf ti-al-phasen aufgebauten hochtemperaturwerkstoffen. sonderbände der praktischen metallographie, 27 (1995), pp. 401-404. [4] harvey d.: it´s a real gas – for filler metals. zusatzwerkstoffe für die fertigung und reparatur von gasturbinenkomponenten. welding and metal fabrication, 65 (1997) issue 10, pp.14-18. [5] heikinheimo l.; miglietti w.; kipnis j.; leone e.; rabinkin a.: brazing of coand ni-based superalloys using new amorphous brazing filler metals, dvs-berichte, 212 (2001), pp.30-34. [6] donachie m. j.; donachie s. j.: superalloys: a technical guide, asm international. [7] greaves w.: cost effective repairs for igt vanes. proceedings of the 3rd ibsc 2006, pp 392-394. [8] shurin a. k.; dmitrieva g. p.; cherepova t. s.: phase equilibria in co-me′c-me″c alloys. 1. systems with three-phase eutectic equilibrium, powder metallurgy and metal ceramics, 35 (1996), issue 12, pp.615–620. [9] shurin a. k.; dmitrieva g. p.; cherepova t. s.: phase equilibria in co-me’c-me’’c alloys. ii. systems with four-phase eutectic equilibrium, powder metallurgy and metal ceramics, 36 (1997), issues 3-4, pp.193–196. [10] beckhoff b.: handbook of practical x-ray fluorescence analysis, springer verlag, berlin (2006). acknowledgement part of the research was carried out within the scope of the project # 17622 br funded by the bundesministerium für wirtschaft und technologie (bmwi) via the arbeitsgemeinschaft für industrieforschung (aif). 201212_pspaw.pdf 44 przegląd spawalnictwa 12/2012 michał szymczak korozja i metody zabezpieczeń antykorozyjnych w konstrukcjach okrętowych corrosion and methods for corrosion protection  in marine structures mgr inż. michał szymczak – baltramp shipping. streszczenie korozja jako zjawisko powoduje za sobą olbrzymie straty i generuje dużo problemów dla technologów, konstruktorów i spawalników. zjawisko to jest trudne do zminimalizowania – wręcz niemożliwe do uniknięcia. opracowano dużo metod zabezpieczeń konstrukcji przez korozją, a wybór właściwej musi być oparty na odpowiedniej wiedzy nt. warunków pracy i wymagań stawianych konstrukcji. w artykule przedstawiono rodzaje korozji konstrukcji okrętowych, główne miejsca jej występowania, wymagania stawiane zabezpieczeniom antykorozyjnym, przygotowanie konstrukcji do malowania i podstawowe metody zabezpieczeń antykorozyjnych. abstract corrosion as a phenomenon entails a huge loss for humanity and generates a lot of problems for engineers, designers and welding community. this phenomenon is difficult to reduce – even impossible to avoid. developed a lot of methods of construction corrosion protection and the selection of the appropriate must be based on adequate knowledge about the structure working conditions and requirements for it. this paper presents the types of corrosion of ship structures, the main place of its occurrence, corrosion protection requirements, preparation for the structure painting and basic methods of corrosion protection. wstęp korozja jest destrukcją materiału w wyniku jego reakcji z otoczeniem. spośród wszystkich procesów niszczenia korozja powoduje największe straty finansowe. szacowane straty w 2010 r. na jedną osobę wynosiły ok. 1000÷1500 $ [8]. w polsce w tym okresie straty korozyjne wynosiły 8% pkb, tj. 100 mld zł [2]. pod względem korozji konstrukcje okrętowe pracują w trudnych warunkach (rys. 1). wynurzoną część okrętu oraz jego wnętrze (zbiorniki balastowe, ładownie ze wszystkimi elementami wyposażeniowymi i urządzeniami) atakuje wilgotne i zasolone powietrze morskie. część podwodna kadłuba jest zanurzona w słonej wodzie, a więc w elektrolicie o wysokim przewodnictwie elektrycznym – powstają wtedy sprzyjające warunki dla przebiegu korozji elektrochemicznej. czyszczenie i konserwacja konstrukcji kadłubowych mają na celu zabezpieczenie przed szkodliwym wpływem korozji, a także zapewnienie estetycznego wyglądu oraz poprawienie charakterystyk oporowych, np. przez likwidowanie skutków porastania kadłuba. stosowanie powłok oraz różnych metod, które ten proces hamują, jest wymaganiem dotyczączym prawidłowej eksploatacji statku. na rysunku 1 pokazano, jak agresywne jest środowisko morskie, które powoduje, że nawet najlepsze farby i zabezpieczenia nie mogą w pełni uchronić przed jego działaniem. odpowiednie przygotowanie konstrukcji i konserwacja powłokami malarskimi w znacznym stopniu zmniejszają i spowalniają efekty korozyjne oraz zapewniają zabezpieczenie nawet na kilka lat. rys. 1. typowe warunki na morzu [9] fig. 1. typical weather conditions at sea [9] 45przegląd spawalnictwa 12/2012 główne rodzaje korozji konstrukcji okrętowych pod względem rodzaju zniszczenia korozyjnego można rozróżnić korozję ogólną – rozprzestrzenioną na całej powierzchni, w sposób równomierny lub nierównomierny i korozję miejscową – zniszczenia korozyjne zlokalizowane są jedynie w pewnych miejscach powierzchni, podczas gdy pozostała część pozostaje niezmieniona (rys. 2). wyróżnia się następujące rodzaje korozji miejscowej: – korozja plamkowa – zniszczenie metalu zajmuje stosunkowo duże części powierzchni i nie sięga zbyt głęboko, – korozja wżerowa – niszczenie metalu lokalizuje się na niedużych obszarach powierzchni, a głębokość lokalnego ubytku korozyjnego jest kilkakrotnie większa od na pozostałej po wierzchni, – korozja punktowa – niszczenie metalu odbywa się na bardzo małej powierzchni (średnica powierzchni zaatakowanej wynosi od 0,2 do 1,0 mm), a zniszczenie jest bardzo głębokie, aż do przebicia elementu metalowego na wylot, – korozja międzykrystaliczna – powoduje selektywne niszczenie metalu na granicy ziarn, przy niewielkiej zmianie wyglądu zewnętrznego metalu (następuje poważne zwiększenie kruchości metalu), – pęknięcia korozyjne – występują wskutek równoczesnego działania naprężeń rozciągających i środowiska korozyjnego, – korozja selektywna – niszczeniu ulega tylko jeden ze składników stopu, – korozja podpowierzchniowa – rozpoczyna się na powierzchni i rozprzestrzenia głównie pod powierzchnią, powodując tworzenie pęcherzy na powierzchni metalu lub jego rozwarstwianie [1, 4]. korozja atmosferyczna [1, 4] podstawowym czynnikiem decydującym o szybkości korozji atmosferycznej i jej mechanizmie jest wilgotność powietrza, a tym samym stopień nawilgocenia metalu, tj. grubość warstwy wilgoci na powierzchni metalu. wyróżnić można trzy typy: – mokrą, na powierzchni metalu gdyby występuje kroplowa kondensacja wilgoci, tworząca warstewkę widoczną gołym okiem (oddziaływania deszczu, bryzgów wody), – wilgotną, gdy na powierzchni metalu występuje bardzo cienka i niedostrzegalna warstewka wilgoci, – suchą, w której nie ma warstwy wilgoci na powierzchni metalu. ze względu na zmienność warunków konstrukcje okrętowe podlegają wszystkim wymienionym typom korozji. w powietrzu morskim znajdują się rozpylone chlorki i zanieczyszczenia gazami spalinowymi – gazowe związki siarki, co potęguje zjawisko korozji. korozja w wodzie morskiej [1, 4] aktywność korozyjna wody morskiej zależy od stopnia jej zasolenia, składu chemicznego i temperatury. skład chemiczny wody w morzach otwartych jest prawie niezmienny, natomiast w morzach śródlądowych ulega znacznym wahaniom (tabl. i). duża zawartość jonów chlorkowych powoduje wysoką aktywność korozyjną wody morskiej w stosunku do żelaza i innych metali. szybkość korozji blachy stalowej, zanurzonej w wodzie morskiej, wynosi ok. 0,1 mm/rok. porastanie kadłuba statku ma znaczny wpływ na procesy korozyjne, ponieważ powodują: – bardziej zlokalizowane punkty korozyjne, – zmiany składu chemicznego wody w wyniku wydzielania tlenu przez porosty roślinne, zakwaszenia wody przez dwutlenek węgla wydzielany przez organizmy zwierzęce oraz tworzenia siarkowodoru w wyniku rozkładu martwych organizmów, – uszkodzenia powłok ochronnych przez niektóre organizmy porastające, – uszkodzenia powłok ochronnych przez organizmy odznaczające się większą przyczepnością do powłok ochronnych niż do powłok do podłoża, co w wypadku obciążeń mechanicznych powoduje odrywanie się porostów razem z powłoką. rys. 2. rodzaje uszkodzeń korozyjnych [4] fig. 2. types of corrosion damage [4] tablica i. ogólny stopień zasolenia wód table i. the overall level of salinity zbiornik wodny ogólny stopień zasolenia, % ocean atlantycki ocean spokojny morze śródziemne morze czerwone morze bałtyckie (zatoka botnicka) morze bałtyckie (część południowa) zwykła woda rzeczna 3,54 3,49 3,7 – 3,9 do 4,1 0,2 – 0,5 0,7 – 1,0 0,01 – 0,03 46 przegląd spawalnictwa 12/2012 wpływ przepływu wody morskiej [1, 6] wzrost prędkości przepływu wody morskiej przyczynia się do lepszego mieszania się wody, a tym samym ułatwia dopływ tlenu do ogniw korozyjnych. dzięki temu im większa jest prędkość wody, tym większa będzie szybkość korozji i bardziej równomierne ubytki na korodującej powierzchni metalu. przy większej prędkości wody następuje zjawisko erozji korozyjnej występujące przede wszystkim w pobliżu śrub napędowych (rejon tylnicy). w tym miejscu występuje często kawitacja korozyjna, która polega na niszczeniu mechanicznym warstewek ochronnych, a przede wszystkim bezpośrednio struktury samego metalu – może to powodować olbrzymią szybkość niszczenia metalu (50 mm/rok i więcej). w przypadku uszkodzenia powłoki ochronnej metal ulega szybkiej korozji wżerowej. dlatego miejsca takie powinny być szczególnie starannie chronione powłokami malarskimi. na rysunku 3a przedstawiono oczyszczoną i przygotowaną do malowania tylnicę statku, a na rysunku 3b proces nanoszenia powłok malarskich. rys. 3. przygotowanie (a) i malowanie (b) tylnicy statku [9] fig. 3. the process of surface preparation (a) and painting (b) of stern [9] wpływ głębokości zanurzenia w wodzie morskiej [6] największą szybkość korozji konstrukcji zanurzonej w wodzie morskiej obserwuje się tuż ponad powierzchnią, wskutek kapilarnego podnoszenia wody. jest to obszar najczęstszego zwilżania konstrukcji przez bryzgi i falowanie. szybkość korozji poniżej powierzchni wody szybko maleje, a na głębokości 2 m jest niewiele większa niż na większych głębokościach. uszkodzenia korozyjne kadłubów okrętowych [1,6] ubytki korozyjne pociągają za sobą wysokie koszty powstające z konieczności: – zwiększenia grubości elementów konstrukcyjnych w nowych statkach ponad wartości wymagane względami wytrzymałościowymi, co powoduje zmniejszenie nośności statku, – odnowienia/wymiany elementów konstrukcyjnych o przekroczonych dopuszczalnych wartościach grubości na statkach już eksploatowanych. korozja równomierna nie stanowi jednak dużego zagrożenia dla konstrukcji okrętowych. najbardziej niebezpieczna jest korozja wżerowa. wszelkie środki zabezpieczające kadłub przed korozją należy chronić. w niektórych wypadkach głębokość wżerów powstających w ciągu jednego roku może dochodzić do 5 mm. warunki powstawania korozji od strony zewnętrznej kadłubów statków różnych typów są podobne. od strony wewnętrznej najintensywniejszej korozji podlegają zbiornikowce. korozja konstrukcji wewnętrznej [6] korozja najszybciej występuje pod kotłami wskutek działania wody, ciepła i popiołu, a dalej w zęzach, w zbiornikach głębokich, w zbiornikach dna podwójnego (szczególnie w zbiornikach balastowych – rys. 4), w skrajnikach i skrzyniach łańcuchowych. poza tymi elementami szybka korozja postępuje w miejscach niedostępnych dla przeglądu, jak np. pokłady stalowe pod drewnianym poszyciem albo szalowane poszycie burt. maszty i rurociągi podlegają intensywnej korozji w miejscach, gdzie gromadzi się brud i wilgoć oraz gdzie konserwacja jest utrudniona. wewnętrzna korozja rurociągów stanowi również poważny problem – stąd próby zabezpieczania ich wewnątrz i na zewnątrz. najsilniejszej korozji w owrężeniu poprzecznym podlegają wręgi w bezpośrednim sąsiedztwie połączeń z węzłówkami obłowymi i pokładowymi oraz wzdłużnikami burtowymi, w miejscach wskazanych (rys. 4) gromadzi się brud i pył łatwo wchłaniający wilgoć, rys. 4. miejsca szczególnie podatne na korozję (przekrój poprzeczny), zbiornik balastowy („korozja nożowa”) i zbiornik balastowy z instalacją – rozległa korozja [5, 9] fig. 4. places particularly susceptible to corrosion (cross-section), ballast tank (knife-line attack) and ballast tank installation – extensive corrosion [5, 9] a) b) 47przegląd spawalnictwa 12/2012 zawierający ponadto składniki chemiczne, które przyspieszają korozję. korozja wręgów jest szczególnie szybka w zbiornikach wodnych i ropowych, burtowych i skrajnych. wzdłużniki burtowe korodują szybciej od strony wierzchniej (rys. 5). jeśli wzdłużniki burtowe składają się z kilku elementów, korozja może rozsadzić ich wiązania. nie wolno dopuścić do nadmiernego osłabienia denników pod grodziami wodoszczelnymi i wręgami ramowymi (rys. 6). najsilniejsza korozja grodzi poprzecznych występuje w zęzach oraz na dolnych pasach poszycia i węzłówkach. poszycie dna wewnętrznego ulega silnej korozji z obu stron. od wierzchniej strony nasilenie korozji występuje w zęzach, skrzyniach ściekowych, tzn. wszędzie, gdzie przez dłuższy czas może zalegać woda ściekowa i brud. szybkość korozji dna wewnętrznego w ładowniach zależy też od rodzaju przewożonego ładunku. szczególnie niekorzystny wpływ wywierają węgiel, sól, ziarno i różne produkty chemiczne. dno wewnętrzne w pobliżu luków ładunkowych koroduje bardzo szybko wskutek nawilgacania podłogi (rys. 7). korozja konstrukcji zewnętrznej [1,6] najszybciej korozji ulega poszycie zewnętrzne części podwodnej, a ze względu na znacznie trudniejszą konserwację tego miejscu. dostęp do poszycia zewnętrznego możliwy jest średnio co 2,5 roku w czasie dokowania [3]. korozja poszycia zewnętrznego następuje na ogół w formie korozji wżerowej, miejscowej lub ogólnej. powierzchnia części podwodnej kadłuba narażona jest na uszkodzenia mechaniczne spowodowane przez osiadanie statku na zalegających przedmiotach podczas odpływów w portach, otarć na mieliznach lub pływania w lodach. w miejscach uszkodzenia farby mogą powstać głębokie wżery (rys. 8). poszycie zewnętrzne kadłuba najsilniej koroduje między wodnicą największego a najmniejszego zanurzenia. stal pokryta roztworem soli, będąc pod wpływem działania światła i ciepła, w obecności tlenu z powietrza silnie koroduje. roztwór soli dostaje się przez powłokę ochronną farby i po pewnym czasie przedostaje się przez nią do powierzchni stali. pokłady podlegają silnej korozji pod wpływem bryzgów wody morskiej, która wysychając, pozostawia osad soli. szczególnie szybko postępuje korozja przy nagrzewaniu się pokładu pod wpływem działania promieni słonecznych. poważna korozja nadbudówek pojawia się stosunkowo rzadko, ponieważ ze względów estetycznych maluje się je zazwyczaj często – szczególnie na statkach pasażerskich. rys. 5. korozja usztywnienia wzdłużnego, obszar spoiny – wzdłużnik burtowy [4, 9] fig. 5. corrosion of longitudinal reinforcement, weld region – stringer boards [4, 9] rys. 6. konstrukcja dna zbiornikowca – zbiornik denny [5] fig. 6. tanker bottom design – the tank bottom [5] rys. 7. ładownia drobnicowca uniwersalnego przed czyszczeniem i konserwacją [9] fig. 7. universal general cargo hold before cleaning and maintenance [9] rys. 8. korozja wżerowa poszycia zewnętrznego [9] fig. 8. outer shell pitting [9] 48 przegląd spawalnictwa 12/2012 sposoby ograniczenia zjawiska korozji [1, 4, 6] czyszczenie konstrukcji warunkiem trwałości powłoki malarskiej jest jej ścisłe przyleganie do podłoża, stąd konieczność odpowiedniego przygotowania powierzchni przed malowaniem. w celu ujednolicenia wymagań dotyczących czystości powierzchni przeznaczonych pod powłoki malarskie w przemyśle okrętowym wprowadzono klasyfikację przedstawioną w tablicy ii. przyjęto następujące klasy czystości konstrukcji (rys. 9 i 10): – sa 1 – zgrubne oczyszczenie strumieniowo-ścierne: usunięcie słabo przylegającej rdzy, zgorzeliny, starej powłoki malarskiej i obcych zanieczyszczeń (np. soli rozpuszczalnych w wodzie). możliwe jest pozostawienie starej powłoki malarskiej dobrze przyczepnej do podłoża; – sa 2 – gruntowne oczyszczenie strumieniowościerne: usunięcie starej powłoki malarskiej, rdzy, zgorzeliny. powierzchnia szara, metaliczna. szczątkowe zanieczyszczenia przylegają do podłoża; – sa 2.5 – bardziej gruntowne oczyszczenie strumieniowo-ścierne: całkowite usunięcie zgorzeliny, rdzy, sta rej powłoki malarskiej. dopuszczalne ściemnienia i przebarwienia szczególnie w miejscach silnego uszkodzenia korozyjnego. ślady zanieczyszczeń w kształcie kropel lub pasków; – sa 3 – oczyszczenie strumieniowo-ścierne: do stali wzrokowo czystej. jednolicie metaliczna barwa. całkowite usunięcie zgorzeliny, rdzy, starej powłoki i innych zanieczyszczeń; – st 2 – oczyszczenie ręczne – powierzchnia została staran nie oczyszczona szpachelkami, skrobakami, szczotkami stalowymi; wykazuje metaliczny połysk. tablica ii. dopuszczalne niezgodności powierzchni przygotowanej do malowania table ii. acceptable defects in the surface prepared for painting rodzaj niezgodności wg iso 8501-3 dla agresywności korozyjnej środowiska niska p1 wysoka p2 odpryski spawalnicze powierzchnia wolna od odprysków słabo przylegających nie dopuszcza się nierówności lica spoiny powinny być usunięte ostre nierówności nie dopuszcza się żużle spawalnicze nie dopuszcza się nie dopuszcza się podtopienia mogą występować powierzchnia gładka porowatość spoin dopuszcza się nie dopuszcza się zakończenia spoiny spawalniczej mogą występować powinny być usunięte ostre nierówności kratery i wgniecenia o szerokości większej od głębokości powinny być usunięte ostre nierówności nie dopuszcza się wżery – szerokość mniejsza od głębokości powinny być usunięte ostre nierówności nie dopuszcza się zawalcowania, wtrącenia obce powierzchnia wolna od tych niezgodności powierzchnia wolna od tych niezgodności i gładka ostre, wolne krawędzie po cięciu gładkie krawędzie nie dopuszcza się – stępić, zaokrąglić przez szlifowanie rys. 9. klasy czystości konstrukcji sa 1 i sa 2 [7] fig. 9. sa 1 and sa 2 cleanliness class for structure [7] rys. 10. klasy czystości konstrukcji sa 2,5 i sa 3 [7] fig. 10. sa 2.5 and sa 3 cleanliness class for structure [7] – st 3 – oczyszczenie ręczne – powierzchnia została szcze gólnie starannie oczyszczona szpachelkami, skrobakami, szczotkami stalowymi (oczyszczanie w kierunkach krzyżujących się). powierzchnia wykazuje zdecydowanie metaliczny połysk [6, 7]. sa 2,5 sa 3 49przegląd spawalnictwa 12/2012 metody przygotowania powierzchni [3, 6] procesy przygotowania powierzchni pod powłokę ochronną można podzielić na: czyszczenie wstępne i czyszczenie właściwe. operacje te znacznie różnią się dla konstrukcji nowych i eksploatowanych (rys. 11). kryteria doboru sposobu oczyszczania powierzchni zależą od wielkości i kształtu powierzchni, rodzaju metalu, agresywności środowiska pracy i charakteru zanieczyszczeń. metody mechaniczne: ręczne czyszczenie, tzn. skrobanie, młotkowanie, szczotkowanie, szlifowanie. w celu zwiększenia wydajności można stosować specjalne narzędzia pneumatyczne lub elektryczne. metody te stosowane są podczas przygotowania kadłuba do nałożenia powłoki malarskiej oraz remontów. wadą tej metody jest duża pracochłonność, możliwość kaleczenia blach i niedostateczne przygotowanie powierzchni pod powłokę malarską. obecnie częściej usuwa się zgorzelinę za pomocą materiału ściernego. w zależności od rodzaju ścierniwa stosuje się: piaskowanie, śrutowanie oraz mycie wodą pod wysokim ciśnieniem (tabl. iii). zalety piaskowania to duża wydajność procesu i możliwość zupełnego usunięcia zgorzeliny. wady to powstawanie dużej ilości pyłu szkodliwego dla zdrowia i konieczność odpowiedniej ochrony pracowników zatrudnionych przy tym procesie. rys. 11. konstrukcja zabezpieczona przed korozją [9] fig. 11. design protected by bottom paint [9] metody fizykochemiczne: odtłuszczanie rozpuszczalnikowe, mycie alkaliczne, kwaśne, parowo-wodne oraz wytrawianie, które polega na odtłuszczeniu blach, wytrawieniu w roztworze kwasu, płukaniu i malowaniu ochronnym. metody cieplne: metoda usuwania zgorzeliny i rdzy za pomocą płomienia polegającą na wykorzystaniu różnic współczynników rozszerzalności cieplnej zgorzeliny i stali. do czyszczenia płomieniem stosuje się specjalne palniki wielodyszowe. pod wpływem działania płomienia i nagłego skoku temperatury na powierzchni oczyszczanej warstwa zgorzeliny i rdzy kruszy się i odskakuje – pozostaje na powierzchni oczyszczonej w postaci luźnego osadu, dającego się łatwo usunąć szczotką stalową. po oczyszczeniu powierzchnia stali jest czysta, sucha i ogrzana. zaletą jest pokrywanie farbą ciepłej powierzchni, gdyż uzyskujemy wtedy bardzo dobrą i szczelną powłokę. czyszczenie chemiczne zbiorników ładunkowych: najpierw zbiornik jest czyszczony i natryskowo odtłuszczany środkami emulgującymi na wszystkich powierzchniach, następnie płukany wodą słodką. aby usunąć rdzę, natryskuje się parokrotnie powierzchnię zbiornika roztworem kwasu solnego. po tej operacji spłukuje się zbiorniki roztworem neutralizującym, a następnie kilka razy wodą słodką aż do zlikwidowania śladów kwasów i neutralizatorów. następnie osusza się zbiorniki i ich powierzchnię oraz pokrywa się je cienką warstwą farby przeciwkorozyjnej. żeby uniemożliwić utlenianie powierzchni, należy do minimum skrócić czas między czyszczeniem i nałożeniem farby. czyszczenie tą metodą jest ok. 50% tańsze od piaskowania. usuwanie osadów ze zbiorników: podczas balastowania statku w porcie do zbiorników zasysane są znaczne ilości mułu. muł osadza się, tworząc na dnie zbiorników gęstą maź, której nie można odpompować przy osuszaniu zbiorników. warstwa osadów powiększa się z każdą operacją. osady te mogą powodować znaczne ubytki korozyjne konstrukcji. przed przystąpieniem do remontu statku osady te trzeba całkowicie usunąć. najczęściej stosowaną metodą jest najprostsze, chociaż uciążliwe zbieranie osadów do wiader. dokładniejsze informacje dotyczące przygotowania konstrukcji do malowania można znaleźć w normach: pn iso-8501, 8502, 8503 i 8504. tablica iii. wymagania dotyczące oceny powierzchni po śrutowaniu [6] table iii. the requirements for the assessment of surface after shot peening [6] oceniana cecha wymagania metoda oceny stopień czystości nie niżej od sa 2,5 wizualnie wg pn-iso 8501-1 chropowatość powierzchni rz 40÷75 mm automatycznie uzyskiwana przy zastosowaniu granulacji ścierniwa 0,3÷1,2 mm stopień odpylenia zanieczyszczeń nie więcej niż na rys. 1 poz. 3, wg iso 8502-3 przez naklejenie taśmy samoprzylepnej i porównanie ze wzorcem obecność zatłuszczeń nie dopuszcza się brak zatłuszczenia krążka bibuły 50 przegląd spawalnictwa 12/2012 konserwacja za pomocą nakładania powłok ochronnych [4, 7] idealna powłoka powinna całkowicie izolować stal od środowiska oraz mieć odpowiednio wysoką odporność na jego niszczące oddziaływanie. ponadto powinna odznaczać się odpornością na uszkodzenia mechaniczne i łatwością nakładania. wybór powłoki musi być uzależniony od warunków pracy konstrukcji i powłoki. ochronne działanie powłok może polegać na: – działaniu zaporowym, tj. izolacji chronionego metalu od środowiska korozyjnego, – inhibicji procesów korozyjnych w porach powłoki oraz działaniu zaporowym, – ochronie elektrochemicznej w porach powłoki przy równoczesnym działaniu zaporowym. w celu uzyskania pożądanych efektów ochronnych należy w każdym wypadku: – dobrać odpowiedni rodzaj powłoki i odpowiednią technologię wykonania, – zapewnić właściwy stopień przygotowania powierzchni, – zapewnić wysoką jakość wykonawstwa – dotrzymanie parametrów technologicznych, – przeprowadzić kontrolę gotowej powłoki. przy doborze powłok malarskich można posłużyć się szeregiem przepisów, norm, poradników i wytycznych, a także katalogami producentów farb, m.in.: sigma coatings b.v.; jotun; kansai; hempel. ogólne zasady doboru powłoki to uwzględnienie: agresywności środowiska, stanu powierzchni malowanej, wymaganego okresu trwałości powłoki (2÷5 lat – niska, 5÷15 – wysoka), elastyczności, odporności mechanicznej i chemicznej, warunków malowania, właściwości farby (czas schnięcia, wymagane podłoże i grubość warstwy) i różnych farb do różnych celów (zbiorniki balastowe i wody pitnej, pokłady). farby malarskie farby można dzielić wg funkcji, jakie spełniają w zestawie farb malarskich, na: 1) farby gruntowe – przeznaczone do nakładania bezpośredniego na powierzchnię przygotowaną do malowania i bez odpowiedniej odporności na oddziaływanie środowiska. powinny mieć dobrą przyczepność do podłoża i stanowić dobry grunt pod następne warstwy. opracowano farby gruntujące na powierzchnie z niecałkowicie usuniętą rdzą: – stabilizujące – przekształcają rdzę na stabilniejszy tlenek żelaza, – przetwarzające – reagują z rdzą, tworząc stabilniejsze kompleksy, – penetrujące rdzę – penetrują i zabezpieczają przed dalszym rozprzestrzenianiem, – barierowe – odcinają podłoże od czynników korozyjnych; 2) farby podkładowe – tworzące międzywarstwę, której zadaniem jest wyrównanie powierzchni i ujednolicenie barwy podłoża. powłoka ta jest bardziej elastyczna i odporna na działanie środowiska od powłoki gruntowej. zatrzymuje przy tym substancje agresywne, mogące przenikać przez powłokę nawierzchniową; 3) farby nawierzchniowe – tworzące powłokę zewnętrzną, zabezpieczającą poprzednie warstwy rys. 12. ilość wymienionej stali w zależności od zabezpieczenia antykorozyjnego [5] fig. 12. number of replacement steel depending on corrosion protection [5] 51przegląd spawalnictwa 12/2012 podsumowanie łatwo zaobserwować, ile ton stali wymienia się na statkach bez zabezpieczeń antykorozyjnych, a ile na zabezpieczonych jednostkach tego samego typu w zależności od wieku statku (rys. 12). odpowiednie czyszczenie i właściwa konserwacja konstrukcji statku powinna być priorytetem dla armatora. jest to lepsze i tańsze rozwiązanie niż częste wymiany poszycia i elementów, a co za tym idzie – częstsze przestoje i dokowania statku. pociąga to za sobą straty finansowe, a także niebezpieczeństwo utraty zatrudnienia statku ze względu na jego zły stan. warto pamiętać, że długoletnie zaniedbania konserwacji nie raz kończyły się tragicznymi katastrofami ekologicznymi (np. nadmierne przekorodowanie konstrukcji zbiornikowca przewożącego produkty ropopochodne). literatura [1] metschkow b.: wykłady z przedmiotu „technologia budowy kadłubów okrętowych”, szczecin 2005. [2] strona internetowa: www.money.pl [3] polski rejestr statków, przepisy klasyfikacji i budowy statków morskich, cz. ii, kadłub, prs gdańsk 2002. [4] chmielowski a.: zabezpieczenie przeciwkorozyjne konstrukcji stalowych, andrzej chmielowski, wrocław 1997. [5] co-operative forum: condition evaluation and maintenance of tanker structures, londyn 1992. [6] doerffer j.: technologia remontów statków, wydawnictwo morskie, gdańsk 1974. [7] katalog farb jotun: coating organiser, 2010. [8] nickel magazine on-line: http://www.nickelmagazine.org [9] zdjęcia autorskie wykonane podczas pobytów w portach i stoczniach. malarskie przed wpływami agre sywnego środowiska i dające odpowiedni kolor. właściwości farby muszą odpowiadać warunkom eksploatacji zabezpieczanego obiektu, a więc: – farby pokładowe – muszą mieć dużą odporność na ścieranie, – farby zbiornikowe – muszą być odporne na działanie olejów mineralnych i wody morskiej, – farby przeciwporostowe – mają chronić podwodną część kadłuba przed korozją i porastaniem. powłoki metaliczne powłoki te powinny tworzyć na chronionej powierzchni stali warstwę ciągłą, dobrze przyczepną do podłoża i odporną na uszkodzenia mechaniczne. powinny mieć znacznie większą odporność na korozję w środowisku morskim niż chroniona stal. w wypadku ochrony elementów konstrukcji zanurzonych stale lub okresowo w wodzie morskiej wskazane jest stosowanie powłok z metali, które w tym środowisku mają potencjał elektrochemiczny bardziej elektroujemny niż stal, tj.: powłoki cynkowe, aluminiowe i kadmowe. stosuje się różne metody pokrywania stali powłokami metalicznymi, np.: metodę galwanotechniczną, zanurzania do roztopionego metalu, natrysku, platerowania. w budownictwie okrętowym ochronne powłoki metaliczne mają zastosowanie głównie do ochrony elementów wyposażenia statków, ale również do ochrony poszycia kadłubów. do tego celu używa się najczęściej powłok cynkowych, rzadziej aluminiowych – wymagane jest oczyszczenie powierzchni do sa 2,5. schemat malowania przed przystąpieniem do malowania należy opracować jego dokładny schemat, uwzględniający rodzaj powierzchni pokrywanej i warunki jej eksploatacji. powinien on podawać stopień czystości powierzchni przed malowaniem, rodzaje farb, liczbę warstw, metodę nakładania farby i odstępy czasowe między nakładaniem kolejnych warstw. przeglad welding tec nology re iew www.pspaw.ps.pl 00 referaty ps 10 2017 www 32 przegląd  spawalnictwa vol. 89 10/2017 powierzchniowe stopowanie mikroplazmowe  jako nowe podejście  w zakresie modyfikacji biomateriałów tytanowych surface microplasma alloying as a new approach to modification of titanium biomaterials dr inż. andrzej miklaszewski – politechnika poznańska,  dr mariusz kaczmarek; dr hab. n. med. mieczysława u. jurczyk, prof. nzw. um – uniwersytet medyczny w poznaniu. autor korespondencyjny/corresponding author: andrzej.miklaszewski@put.poznan.pl streszczenie w pracy przedstawiono wyniki badań modyfikacji warstwy wierzchniej tytanu metodą stopowania mikroplazmowego z użyciem nanoprekursorów proszkowych otrzymanych metodą mechanicznej syntezy o kompozycji wejściowej ti+2% oraz 10% wagowego dodatku boru. zastosowanie prekursora nanokrystalicznego w istotny sposób wpływa na właściwości wyjściowe otrzymywanych warstw [1]. prekursor nanokrystaliczny uzyskany w wyniku zastosowania procesu mechanicznej syntezy charakteryzuje się wysokim stopniem rozdrobnienia struktury oraz częściową amorfizacją. zastosowanie nanoprekursora proszkowego w procesie modyfikacji warstwy wierzchniej z użyciem metody stopowania mikroplazmowego pozwala na uzyskanie struktury kompozytowej warstwy składającej się z faz: osnowy ti (α) oraz wydzieleń tib o wysokiej dyspersji, potwierdzonych badaniami strukturalnymi xrd [2]. uzyskana przy doborze właściwych parametrów warstwa powierzchniowa, pozbawiona wad w postaci braku przetopu czy pę cherzy z jednoczesnym maksymalnym możliwym zakresem twardości charakteryzuje oczekiwany układ. znaczący wzrost twardości uzyskany w warstwie powierzchniowej w stosunku do podłoża oraz poprawa odporności korozyjnej badanej w roztworze 0,9% nacl w próbie potencjodynamicznej, wskazuje na korzystną mikrostrukturę układu dwufazowego z wysokim stopniem rozdrobnienia. przeprowadzone badania in vitro cytokompatybilności z użyciem linii ludzkich komórek fibroblastów oraz osteoblastów na powierzchniach modyfikowanych w odniesieniu do próbki bazowej tytanu mikrokrystalicznego [3] potwierdza, iż wytworzone układy mogą znaleźć potencjalne zastosowanie w zakresie modyfikacji implantów stomatologicznych czy też innych aplikacjach medycznych. z przeprowadzonych analiz wynika, iż stopowanie mikroplazmowe jest efektywną metodą wytwarzania warstw kompozytowych typu ti+tib o możliwym szerszym aspekcie aplikacyjnym. słowa kluczowe: powierzchniowe stopowanie mikroplazmowe; mechaniczna synteza; testy cytokompatybilności; tib abstract the paper presents the results of modifcation of titanium surface by microplasma alloying using nano-powder precursors obtained by mechanical synthesis with ti+2% input composition and 10% by weight boron addition. the use of nanocrystalline precursor significantly affects the initial properties of the obtained layers [1]. the nanocrystalline precursor obtained by the mechanical synthesis process is characterized by a high degree of fragmentation of the structure and partial amorphization. the use of nanoprecursor powder for the modification of the surface layer using microplasma alloying method allows to obtain a composite structure consisting of phases: the matrix ti (α) and high dispersion tib precursors, confirmed by xrd structural studies [2]. the surface layer obtained by selecting the appropriate parameters, free of defects such as lack of joint penetration or blisters, with the maximum possible hardness range characterizes the expected system. significant increase of hardness obtained in the surface layer relative to the substrate and improvement of the corrosion resistance tested in the solution of 0.9% nacl in the potentiodynamic test indicates a favorable microstructure of the diphasic system with a high degree of fragmentation. the in vitro cytocompatible tests using human fibroblast cell lines and osteoblasts on modified surfaces with respect to the microcrystalline titanium base sample [3] confirm that the manufactured systems may find potential applications for the modification of dental implants or other medical applications. it has been observed that microplasma alloying is an effective method of producing ti+tib composite layers with a broader application aspect. keywords:  plasma surface alloying; mechanical alloying; cytocompatibility tests; tib andrzej miklaszewski, mariusz kaczmarek, mieczysława u. jurczyk przeglad welding technology review doi:.http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v89i10 .815 33przegląd  spawalnictwa vol. 89 10/2017 wstępnych i eksploatacyjnych [11]. do istotnych zalet zaproponowanego podejścia należy zaliczyć: możliwość lokalnej obróbki, brak odkształceń przedmiotu obrabianego w wyniku stosowania chłodzenia podłoża oraz szerokie możliwości kształtowania struktury materiału, jego składu chemicznego i właściwości użytkowych. materiały i metodologia do stopowania mikroplazmowego powierzchni użyto nanoprekursory proszkowe wytworzone metodą mechanicznej syntezy. proszki wejściowe tytanu oraz boru o wysokiej czystości poddano zmieszaniu w dwóch proporcjach wagowych zestawionych w tablicy i. mechaniczne mielenie tak przygotowanych mieszanin prowadzono przez 48h na młynku typu spex8000, celem rozdrobnienia struktury oraz równomiernego rozłożenia składników kompozycji. czynności naważenia, kontroli w trakcie procesu, jak i przechowywania prowadzono w atmosferze ochronnej argonu (99,999%) w komorze rękawicowej labmaster 130. przygotowane kompozycje prekursorów proszkowych nanoszono w mieszaninie lepiszcza polimerowego na oczyszczone i odtłuszczone powierzchnie podłoża blachy tytanowej o grubości 3 mm, której skład chemiczny zestawiono w tablicy ii. wstęp w ostatnim dziesięcioleciu istotną uwagę w odniesieniu do grupy biomateriałów przykłada się do prowadzonych badań interdyscyplinarnych łączących w sobie różne obszary wiedzy i zagadnień. istotnym w odniesieniu do powyższych pozostają zarówno czynniki kontrolujące właściwości oraz strukturę wewnętrzną materiału, jego odpowiedni kształt, a także te związane z relacją oddziaływań powierzchniowych z żywą tkanką [4]. manipulacje z poziomu powierzchni materiału wydają się być względnie najłatwiejszym kierunkiem możliwego wdrożenia nowych podejść poprawy lub modyfikacji jego właściwości. zmiany w zakresie składu chemicznego, morfologii czy też energii powierzchniowej biomateriału wpływają w sposób bezpośredni na odpowiedź żywej tkanki w obszarze kontaktowym. możliwe z żywą tkanką interakcję mogą m.in. przyspieszać proliferację kolonii lub wpływać na jej śmiertelność warunkując zarówno reakcje pośrednie jej wzrostu, przyczepności czy też żywotności [5÷9]. modyfikacja istotnych z punktu widzenia omawianej grupy właściwości może z powyższych względów pozostawać w relacji sprzecznej. w niniejszej pracy przedstawiono koncepcję innowacyjnego podejścia otrzymywania zmodyfikowanych pod kątem właściwości, mikrostruktury i składu fazowego warstw powierzchniowych, będących wynikiem zastosowania procesu stopowania plazmowego nanoprekursorów proszkowych. zaproponowane podejście stopowania plazmowego [12] w innowacyjnej koncepcji jest wynikiem zmodyfikowania metody spawania plazmowego paw (ang. plasma.arc.welding). klasyfikując metody kształtowania struktury i właściwości powierzchni materiałów inżynierskich umiejscawiamy zastosowane w pracy podejście plazmowe, obok nowoczesnych cieplno-chemicznych metod stopowania laserowego i elektronowego powierzchni. realizowany efekt w odniesieniu do technologii napawania czy dyspergowania polega na wzbogacaniu w dodatki stopowe warstw wierzchnich, zmianę właściwości materiału w wąskiej strefie przypowierzchniowej między innymi w wyniku przetapiania pierwiastków pochodzących z odpowiednio przygotowanego i naniesionego filmu mieszaniny. istotą procesu jest przetopienie naniesionego filmu materiału stopującego oraz podłoża, gwałtowne nagrzanie niewielkiej objętości materiału, intensywne wymieszanie, a następnie krzepnięcie przy bardzo szybkim chłodzeniu. powyższe warunki umożliwiają powstanie drobnokrystalicznej struktury, a także między innymi znaczne przesycanie roztworów stałych i możliwość powstawania faz metastabilnych. metoda spawania plazmowego znajduje bardzo szerokie zastosowanie przede wszystkim w technologiach przetwórczych. doniesienia literaturowe wskazują również na wykorzystanie techniki paw do naprawy ubytków jamy ustnej protez [10]. wysoka gęstość energii na łatwo kontrolowalnym źródle sprawia, że zakres możliwych do realizacji procesów obróbki laserowej, staję się obecnie dostępny w niektórych obszarach dla metod plazmowych, co ważne przy niższych kosztach tablica i. parametry wejściowe proszków tytanu oraz boru wraz z zaproponowanymi układami mieszanin prekursorów table i. input parameters of titanium and boron powders with the proposed precursor mixture systems tablica ii. skład chemiczny blachy podłożowej klasy grade 2, przeznaczonej do stopowania plazmowego table ii. the chemical composition of the grade 2 substrate sheet, intended for plasma alloying pierwiastek czystość [%] postać rozmiar średni  [µm] producent mieszanina 1  udział wagowy [%] mieszanina 2  udział wagowy [%] tytan 99,5 proszek 44 alfa aesar 98 90 bor 99,5 proszek 44 alfa aesar 2 10 oznaczenie ti-2b ti-10b udział  wagowy  [%] pierwiastek  n2 c h2 fe o2 ti pożądany w klasie 0,03 max 0,08 max 0,015 max 0,3 max 0,25 max reszta wynik analizy 0,01 0,02 0,005 0,06 0,13 reszta stopowanie plazmowe prowadzono celem uzyskania warstw powierzchniowych o odmiennych od podłoża właściwościach fizycznych z zachowaniem ciągłości metalurgicznej w strefie międzywarstwy. powyższa metoda umożliwia stopowanie podłoża z naniesionym filmem proszkowym poprzez jego przetopienie wraz z wytworzeniem nowej warstwy powierzchniowej będącej wynikiem zachodzących procesów metalurgicznych zgodnie ze schematem ideowym (rys. 1). w wyniku reakcji w fazie ciekłej podłoża oraz stopowanego filmu prekursora dochodzi do wytworzenia warstwy powierzchniowej charakteryzującej się wysoką jednorodnością, drobnodyspersyjną mikrostrukturą oraz podwyższonymi właściwościami użytkowymi. 34 przegląd  spawalnictwa vol. 89 10/2017 dla zaproponowanego rozwiązania użyto urządzenia mikroplazmowego ewm 50 dokonując modyfikacji celem stworzenia stanowiska roboczego jak ukazuje to rysunek 1 w zakresie: – osadzenie palnika w uchwycie pozwalającym na sterowanie prędkością posuwu w osi x oraz położenia wysokości w osi z; – zastosowanie stolika przesuwnego z możliwością zmiany położenia w osi y; – zastosowanie podłożowej płyty chłodzącej w zespole przepływowym otwartym (20 l/min); – zastosowanie dodatkowej tulei zapewniającej wleczony, laminarny przepływ dodatkowego gazu osłonowego celem przedmuchu podłoża i ograniczenia wpływu atmosfery zewnętrznej. procedurę stopowania prowadzono przy założeniu parametrów roboczych zestawionych w tablicy iii. materiał wejściowy mieszanin proszkowych jak również wytworzone warstwy powierzchniowe poddano analizie strukturalnej dyfraktometrem pananalytical empyrean z lampą miedzianą. wytworzone warstwy powierzchniowe badano pod kątem odporności korozyjnej w próbie potencjodynamicznej w roztworze 0,9% nacl stosując odniesienie do materiału podłoża niemodyfikowanego. mikrostrukturę wytworzonych warstw analizowano w przekroju poprzecznym wraz z oceną zmian mikrotwardości metodą vickersa przy obciążeniu 300 g. dla powierzchni zmodyfikowanych prowadzono badania cytokompatybilności z użyciem linii komórek ludzkich fibroblastów hgf-1 (atcc® crl-2014™) oraz osteoblastów u-2 os (atcc® htb-96™) po ich uprzedniej sterylizacji w autoklawie (120 °c przez 15 min). hodowle kolonii komórkowych prowadzono w inkubatorze przy stałych warunkach temperaturowych 37 °c, wilgotności 95% oraz atmosferze zawierającej 5% udział co2. dla powierzchni próbek o wymiarach około 1 cm2, aplikowano w 24 dołkowych płytkach hodowlanych medium robocze zawierające 3 × 104 komórek obu linii. przeprowadzono analizę żywotności kolonii wraz z jej wizualizacją a po czasie 96 h dokonywano oceny przeżywalności medium, zliczając ilość komórek przy użyciu kamery hematologicznej komorą zliczeniową fuchs-rosenthal. wyniki badań  przeprowadzona analiza strukturalna mieszanin prekursorów proszkowych z 2 oraz 10% udziałem wagowym boru do tytanu (rys. 2) w trakcie syntezy potwierdza możliwość uzyskania rozdrobnienia materiału – widocznego na analizowanych widmach w postaci zmniejszenia intensywności refleksów oraz towarzyszącego im znacznego ich poszerzenia. jednocześnie stwierdza się, przy podwyższonej koncentracji boru w mieszaninie, przyspieszenie procesu rozdrobnienia struktury z jednoczesnym homogenicznym rozkładem składników wejściowych w kompozycji. załączone zdjęcia sem obrazujące morfologię uzyskanych po czasie 48 h syntezy agregatów proszkowych potwierdzają również charakter zachodzących w trakcie procesu mechanicznej syntezy reakcji pomiędzy składnikami układu, dla których rozrzut wielkości mieści się w zakresie 5÷150 µm. uzyskane w wyniku stopowania mikroplazmowego warstwy powierzchniowe charakteryzują się drobnodyspersyjną i jednorodną budową (rys. 3 i 4) pozbawione są wad w po staci pęcherzy, niejednorodności czy braku przetopień, jak również charakteryzuje je trwałe połączenie metalurgiczne w układzie międzywarstwy. załączona analiza strukturalna rys. 1. schemat ideowy procesu stopowania plazmowego wraz z widokiem stanowiska fig. 1. the schematic diagram of the plasma alloying process along with the view of the work station tablica iii. parametry procesu stopowania plazmowego powierzchni table iii. the parameters of the plasma alloying process parametr wartość natężenie prądu [a] 28 prędkość stopowania [mm/s] 0,6 ilość materiału prekursora proszkowego poddawana przetopieniu [g/m2] 850 średnica dyszy [mm] 1,6 napięcie [v] 10 odległość robocza [mm] 5 średnica elektrody [mm] 1,6 przepływy gazów [l/min] gaz plazmowy 0,1 gaz osłonowy 10 dodatkowy gaz osłonowy 10 skład mieszanek gazowych  gaz plazmowy argon gaz osłonowy argon – 50% hel dodatkowy gaz osłonowy argon wymiary ścieżek roboczych [mm] 20 x 2 x 0,1 rozmiar płytek podłożowych [mm] 35 x 20 x 3 układ sterowania posuwem wysięgnika układ sterowania źródłem prądowym palnik podłożowa płyta chłodząca butle z gazami procesowymi odciąg dymów procesowych układ chłodzenia dodatkowy gaz osłonowy gaz plazmowy odległość robocza strefa przetopiona kierunek skanowania podłoże naniesiony prekursor proszkowy warstwa powierzchniowa uzyskana w wyniku stopowania plazmowego gaz osłonowy 35przegląd  spawalnictwa vol. 89 10/2017 rys. 2. widma strukturalne prekursorów wejściowych poddane 24h a), b) i 48h c), d) syntezie dla 2% wag. b a), c) oraz 10% wag. b b), d) wraz z ich morfologią po 48h syntezy fig. 2. structural spectra of input precursors subjected to 24h a), b) and 48h c), d) synthesis for 2 wt.% b a), c) and 10 wt.% b b), d) with their morphology after 48h synthesis rys. 3. przekrój poprzeczny warstwy powierzchniowej: a) wraz z analizą strukturalną, b) widokiem między warstwy, c) oraz rozkładem mikrotwardości układów uzyskanych z materiału wejściowego nanoprekursora proszkowego z 2% wag. b fig. 3. cross-section of the surface layer: a) along with structural analysis, b) interlayer view, c) and microhardness distribution profile of the system obtained from the nanoprecursor powder input material with 2 wt.% b z powierzchni potwierdza układ struktury dwufazowej kompozytowej składającej się z osnowy ti oraz występujących wydzieleń fazy tib, dla których wzrost udziału wagowego boru w mieszaninie prekursora wejściowego wpływa również na udział fazy wydzieleniowej. badania rozkładu twardości na przekroju analizowanych warstw powierzchniowych wskazują na znaczący jej wzrost w stosunku do materiału podłoża. z poziomu bazowego twardości tytanu mikrokrystalicznego 180 hv0,3 do 850 hv0,3 a nawet 950 hv0,3 dla warstw powierzchniowych uzyskanych z materiału wejściowego nanoprekursora proszkowego z 2 lub 10% wag. dodatkiem b. przeprowadzone pomiary potencjodynamiczne odporności korozyjnej wytworzonych warstw powierzchniowych w elektrolicie 0,9% nacl, potwierdzają zbliżony zakres uzyskiwanych wartości prądu i potencjału korozyjnego do próbki bazowej tytanu mikrokrystalicznego (tabl. iv). należy zaznaczyć w tym miejscu, iż wytworzone układy charakteryzują się dwufazową strukturą o znacznym stopniu dyspersji co w obu przypadkach powinno wpływać w sposób negatywny na analizowane cechy. celem oceny przydatności aplikacyjnej wytworzonych metodą stopowania plazmowego warstw powierzchniowych o odmiennych od podłoża właściwościach w aspekcie biologicznym, wytworzone układy analizowano w kontakcie z medium hodowlanym dwóch typów kolonii komórkowych fibroblastów i osteoblastów. znając koncentracje wejściową in te ns yw no ść (a .u .) 2 theta cukα in te ns yw no ść (a .u .) 2 theta cukα odległość od powierzchni [μm] tw ar do ść h v 0, 3 a) b) c) 36 przegląd  spawalnictwa vol. 89 10/2017 komórek w medium hodowlanym ocenie poddano żywotności kolonii wraz z jej śmiertelnością w dwóch interwałach czasowych. przy użyciu mikroskopii optycznej i fluorescencyjnej analizowano żywotność kolonii odnosząc ją do próbki kontrolnej (roztwór czysty medium hodowlanego) oraz próbki bazowej (tytan mikrokrystaliczny). z załączonych na rysunku 5 danych wynika, iż wszystkie analizowane powierzchnie wpływały w sposób zbliżonym na żywotności kolonii. dla kolonii fibroblastów najlepsze wyniki w odniesieniu do próbki kontrolnej uzyskały z wynikiem 29% próbka bazowa oraz próbka po stopowaniu plazmowym nanoprekursorem proszkowym z 2% wag. b. dla kolonii osteoblastów najlepsze wyniki w odniesieniu do próbki kontrolnej wykazała próbka bazowa z wynikiem 21%, a następnie próbka po stopowaniu plazmowym nanoprekursorem proszkowym z 10% wag. b z wynikiem na poziomie 20%. badana relacja w odniesieniu do próbki bazowej (słupek czarny – rys. 5), wskazuje na zbliżony poziom żywotności kolonii w wytworzonych układach warstw powierzchniowych w odniesieniu do materiału stosowanego powszechnie między innymi w aplikacjach implantów stomatologicznych. zestawienie końcowe śmiertelności kolonii analizowane w czasie 72 oraz 96 h pozwala na ocenę wpływu jej kontaktu z powierzchnią i tym samym ilościowe odzwierciedlenie występujących relacji. przedstawione dane wskazują w przypadku kolonii fibroblastów na przyrost martwych komórek w odniesieniu do próbki po stopowaniu plazmowym nanoprekursorem proszkowym z 10% wag. b już po 72 h na po ziomie 10%, by osiągnąć wartość końcową po czasie 96 h na poziomie 27%, gdzie dla próbki bazowej czas 96 h powoduje śmiertelność kolonii na poziomie 20%. próbka po stopowaniu plazmowym nanoprekursorem proszkowym z 2% wag. b wykazuje poziom śmiertelności kolonii zbliżony do próbki kontrolnej. w przypadku analizy śmiertelności kolonii osteoblastów na powierzchniach badanych uzyskiwane wyniki nie przekraczają poziomu 5%. rys. 4. przekrój poprzeczny warstwy powierzchniowej: a) wraz z analizą strukturalną, b) widokiem między warstwy, c) oraz rozkładem mikrotwardości układów uzyskanych z materiału wejściowego nanoprekursora proszkowego z 10% wag. b fig. 4. cross-section of the surface layer: a) along with structural analysis, b) interlayer view, c) and microhardness distribution profile of the system from the nanoprecursor powder input material with 10 wt.% b tablica  iv. zestawienie tabelaryczne wyników pomiaru potencjodynamicznego wartości prądu i potencjału korozyjnego badanych próbek table iv. tabular summary of the results of potentiodynamic current and corrosion potential measurements of the tested samples próbka badana   w elektrolicie 0,9% wag. nacl   w zakresie potecjału -2 do 2v   przy kroku pomiarowym 0,5 mv/s icorr  [µa/cm2] vcorr  [v] podłoże tytan mikrokrystaliczny tig2 0,515 -0,319 warstwa stopowana plazmowo nano 2% wag. b 0,214 -0,354 warstwa stopowana plazmowo nano 10% wag. b 0,739 -0,214 a) c) in te ns yw no ść (a .u .) 2 theta cukα odległość od powierzchni [μm] tw ar do ść h v 0, 3 b) 37przegląd  spawalnictwa vol. 89 10/2017 rys. 5.  widok kolonii komórkowych na powierzchniach analizowanych w testach żywotności (mikroskopia optyczna i fluorescencyjna) wraz z układem odniesienia do próbki kontrolnej (słupek szary) i próbki bazowej – tytanu mikrokrystalicznego (słupek czarny) a także testy śmiertelności kolonii w dwóch interwałach czasowych fig. 5. view of cell colonies on surfaces analyzed in viability tests (optical and fluorescence microscopy) with a reference system for the control sample (gray bar) and the basal sample – microcrystalline titanium (black bar) as well as colony mortality level tests in two time intervals kolonia fibroblastów hgf-1 control ti ti-2b ti-10b % k om ór ek m ar tw yc h kolonia osteoblastów u-2 os 38 przegląd  spawalnictwa vol. 89 10/2017 literatura [1] miklaszewski a., jurczyk m.u., jurczyk k., jurczyk m.: plasma surface modification of titanium by tib precipitation for biomedical applications, surface & coatings technology, 2011, 206, pp. 330-337. [2] miklaszewski a., jurczyk m.u., jurczyk m.: microstructural development of ti-b alloyed layer for hard tissue applications, j. mater. sci. technol., 2013, 29, 6, pp. 565-572. [3] kaczmarek m., jurczyk m. u., miklaszewski a., paszel-jaworska a., romaniuk a., lipińska n., żurawski j., urbaniak p., jurczyk k.: in vitro biocompatibility of titanium after plasma surface alloying with boron, materials science and engineering: c ,2016, vol. 69, pp. 1240-1247. [4] wang k.: the use and properties of titanium and titanium alloys for medical applications in the usa, material science and engineering a 213, 1996, pp. 134-137. [5] guehennec l., souedan a., layrolle p., amouriq y.: surface treatments of titanium dental implants for rapid osseointegration, dental materials 23, 2006, pp. 844-854. [6] ryan g., pandit a., apatsidis d. p.: fabrication methods of porous metals for use in orthopaedic applications, biomaterials 27, 2006, pp. 2651-2670. [7] boyan b. d., hummert t. w., dean d. d., schwartz z.: role of material surfaces in regulating bone and cartilage cell response, biomaterials 17, 1996, pp. 137-146. [8] rønold h. j., ellingsen j. e.: effect of micro-roughness produced by tio2 blasting-tensile testing of bone attachment by using coin-shaped implants, biomaterials 23, 2002, pp. 4211-4219. [9] mendonça g., mendonça d. b. s., aragão f. j. l., cooper l. f.: advancing dental implant surface technology – from micronto nanotopography, biomaterials 29, 2008, pp. 3822-3835. [10] xu y.l., wang k.h., liu y.: reaserch on micro plasma arc welding of co-cr alloy metal in oral cavity repair, electric welding machine, 2003, 133, 6, pp. 36-38. [11] jiang y., xu b., lu y., xiang y., liu c., xia d.: application prospects of plasma welding within remanufacturing engineering, beijing: national plant engineering r&d center, 2008. [12] miklaszewski a., jurczyk m.u., jurczyk m.: modyfikacja warstwy wierzchniej biomateriałów na przykładzie tytanu metodą stopowania plazmowego, przegląd spawalnictwa, 2011, 12, s. 65-69. wnioski   przeprowadzone badania potwierdzają możliwość wytworzenia warstw powierzchniowych o odmiennych od podłoża właściwościach z prekursorów nanokrystalicznych przy użyciu metody stopowania plazmowego. przeprowadzone badania in vitro cytokompatybilności z użyciem linii ludzkich komórek fibroblastów oraz osteoblastów na powierzchniach modyfikowanych w odniesieniu do próbki bazowej tytanu mikrokrystalicznego potwierdza, iż wytworzone układy mogą znaleźć potencjalne zastosowanie w zakresie modyfikacji implantów stomatologicznych czy też innych aplikacjach medycznych. z przeprowadzonych analiz wynika, iż stopowanie mikroplazmowe jest efektywną metodą wytwarzania warstw kompozytowych typu ti+tib o możliwym szerszym aspekcie aplikacyjnym. ps 7 2015 www.pdf 25przegląd spawalnictwa vol. 87  7/2015 elektroerozyjne i wodne cięcie materiałów wire electrical discharge and water jet machining of structural materials dr hab. inż. marek rozenek, prof. nzw. pw – instytut technik wytwarzania, politechnika warszawska. autor korespondencyjny/corresponding author: mrozenek@meil.pw.edu.pl streszczenie w artykule przedstawiono dwa sposoby wycinania skomplikowanych kształtów. pierwszym z prezentowanych procesów jest wycinanie elektroerozyjne (wire electrical discharge machining wedm). omówiono podstawy fizyczne, wpływ parametrów na przebieg procesu oraz własności użytkowe. podano wady i zalety tego sposobu obróbki. drugim sposobem przedstawionym w artykule jest wycinanie strugą wody i wycinanie strugą wody ze ścierniwem (water jet machining wjm i abrasive water jet machining awjm). podobnie jak przy omawianiu wedm podano podstawy fizyczne, wpływ parametrów na przebieg procesu oraz własności użytkowe. podano wady i zalety tego sposobu obróbki. w obu obróbkach przytoczono przykłady zastosowań. słowa kluczowe: wycinanie elektroerozyjne, wedm, cięcie strugą wody, wjm, awjm abstract two ways of shaping complex parts have been outlined in this paper. the first one, the wire electrical discharged machining (wedm) has been presented by discussing its physical foundations, the performance features and the effect of machining parameters on the process course. the advantages as well as disadvantages of this process have been listed. the other method, water jet machining (wjm) and abrasive water jet machining (awjm) has been presented the similar way, by discussing its physical foundations, the performance features and the effect of machining parameters on the process course. the advantages as well as disadvantages of this process have been listed. the possible applications have been given for both machining methods. keywords: wire electrical discharge machining, wedm, water jet machining, wjm, awjm wycinanie elektroerozyjne drutem – wedm w obróbce elektroerozyjnej do kształtowania materiału wykorzystuje się kontrolowane wyładowanie elektryczne w cieczy dielektrycznej. obróbka elektroerozyjna jest bardzo złożonym procesem i trudnym do opisania pod względem fizycznym, a co za tym idzie i matematycznym. w skrócie ogólny model fizyczny wyładowania elektrycznego można przedstawić następująco. po przyłożeniu napięcia do elektrod powstaje niejednorodne i zmienne w czasie pole elektryczne o natężeniu rzędu 105÷106 v/cm. niejednorodność pola elektrycznego wywołana jest nierównościami powierzchni elektrod (np. chropowatość powierzchni), nierównomiernością grubości szczeliny międzyelektrodowej, niejednorodnością własności dielektryka oraz obecnością produktów obróbki w dielektryku. w miejscach gdzie natężenie pola elektrycznego jest największe, następuje koncentracja cząstek zanieczyszczeń dielektryka (głównie produktów erozji z poprzednich wyładowań), co obniża lokalną wytrzymałość elektryczną medium. przy dostatecznym natężeniu pola elektrycznego i pewnym napięciu ug, zwanym granicznym, następuje przebicie prowadzące do powstania kanału plazmowego. wydzielające się ciepło, powoduje lokalne topienie lub/i parowanie materiału elektrod, który częściowo zostaje wyrzucony do dielektryka, a częściowo krzepnie w kraterze powstałym w wyniku tego wyładowania. proces powtarza się, w najbardziej dogodnym miejscu, w takt impulsów podawanych z generatora napięcia (rys. 1). marek rozenek w wycinaniu elektroerozyjnym elektrodą (narzędziem) jest cienki jednorodny drut o średnicy 0.02-0.5 mm wykonanym z mosiądzu, miedzi, wolframu, molibdenu lub drut z pokryciem, np. mosiądz ocynkowany. przedmiot obrabiany mocowany jest na stole obrabiarki, który najczęściej jest nieruchomy (masa obrabianych elementów może dochodzić kilku ton) natomiast drut przemieszczany jest w kierunkach wzajemnie prostopadłych przez układy napędowe sterowane numerycznie (rys. 2b). stosowane są również układy z ruchomym stołem (niewielkie części) i nieruchomymi prowadnikami drutu (rys. 2a). nadając przedmiotowi i elektrodzie rys. 1. przykład impulsów napięciowych(u) i prądowych (i) stosowanych w obrabiarkach elektroerzyjnych fig. 1. sample voltage (u) and amperage (i) waveforms applied for the electrical discharge machine generators u n at ęż en ie p rą du [i ] n ap ię ci e [v ] czas czas i ial a b td a b td t u 26 przegląd spawalnictwa vol. 87 7/2015 (drutowi) złożone ruchy względne (postępowe i kątowe) możliwe jest wycinanie bardzo skomplikowanych kształtów. wycinać możemy kształty o powierzchniach prostopadłych do powierzchni stołu, jak i pochyłych oraz bardziej złożonych pod warunkiem, że są to powierzchnie prostokreślne. ze względu na zużycie erozyjne, drut jest przewijany ze szpuli do pojemnika lub ze szpuli na szpulę z prędkościami 0.5-20 m/min. dla zapewnienia wysokiej dokładności pozycjonowania drutu względem przedmiotu obrabianego stosowane są specjalne oczkowe prowadniki drutu oraz stały naciąg drutu z siłą 5÷20 n. w wedm najczęściej stosowanym dielektrykiem jest woda dejonizowana o przewodności elektrycznej poniżej 15 μs/cm. w obrabiarkach stosowane są najczęściej trzy systemy podawania dielektryka: zanurzeniowy, zanurzeniowo wtryskowy oraz wtryskowy. w systemie wtryskowym, dielektryk podawany jest ze specjalnych wymiennych dysz (konstrukcja zależna od kształtu wycinanego przedmiotu) pod ciśnieniem do 1.5 mpa. system ten umożliwia uzyskanie szybkości cięcia do ok. 400 mm2/min. zaznaczone na rysunku 3 zużycie elektrody w praktyce jest pomijane, kompensowane jest ono szybkością przewijania drutu. a) b) rys. 2. wycinanie elektroerozyjne drutem; a) z ruchomym stołem i górnym prowadnikiem drutu, b) stół nieruchomy, sterowany dolny (x, y) i górny (u, v, z) prowadnik drutu fig. 2. wire electrical discharge machining a) with movable table and the upper wire guide b) fixed machining table, controllable lower (x,y) and upper (u,v,z) guides rys. 3. schemat wycinania elektroerozyjnego wedm fig. 3. diagram of wire electrical discharge wedm proces wycinania rozpoczyna się od momentu, kiedy elektroda robocza (drut) zbliży się na odległość zapewniającą osiągnięcie natężenia pola elektrycznego większego od granicznego od tego momentu zaczyna się formowanie szczeliny czołowej (rys. 4a). w miarę upływu czasu szczelina czołowa powiększa się (rys. 4a i 4b), proces ten trwa do momentu, kiedy elektroda nie zagłębi się w materiał na głębokość równą połowie grubości drutu (głębokość wycięcia równa jest połowie średnicy drutu plus wartość szczeliny czołowej. od tej chwili zaczyna się formować szczelina boczna (zwana dalej szczeliną). wartość tej szczeliny zależna jest od takich czynników jak: odporność elektroerozyjna materiału, energia impulsu elektrycznego, przewodność elektryczna dielektryka, prędkość wycinania (posuw), naciąg i szybkość przewijania drutu, ciśnienie dielektryka. należy dążyć do tego by w trakcie procesu te wielkości były stałe (będą wpływać na dokładność wykonania części). na rysunku 4c zaznaczono obszar szczeliny asymptotycznej, czyli maksymalnej szczeliny, jaka może powstać przy maksymalnych dopuszczalnych parametrach. parametry technologicznie muszą być tak dobrane, by spieniały następujące kryteria: maksimum wydajności, maksimum dokładności, wymagania chropowatości. kryteria te z natury obróbki elektroerozyjnej są sprzeczne, lecz możliwe do zrealizowania. jak widać na rysunku 4c szczelina nie jest szczeliną asymptotyczną. w tym przypadku decydującym kryterium jest wydajność obróbki przy możliwie najmniejszych błędach, i tak dobiera się relację pomiędzy energią wyładowania elektrycznego i posuwem drutu, by te kryterium było spełnione, w wyniku, szczelina nie jest szczeliną asymptotyczną. w przypadkach, gdy obrabiarka nie jest w stanie utrzymać założonej stałej wartości szczeliny, układ sterowania musi dokonać korekcji parametrów obróbki, najczęściej jest to czas przerwy między generowanymi impulsami elektrycznymi. pozostałe wymienione kryteria zostaną spełnione (jeśli jest to wymagane) w następnych operacjach wykańczających wedm. podczas wycinania należy dążyć do tego by szczelina iskrowa miała stałą wartość, i dotyczy to nie tylko powierzchni zewnętrznych, ale też każdego przekroju prostopadłego do osi drutu. częstym błędem obróbki jest powstawanie baryłkowatości powierzchni (lub wklęsłość powierzchni obrabianej), pokazanej na rysunek 4d, linią przerywaną. powstanie tego błędu ma szereg przyczyn. rys. 4. proces kształtowania się szczeliny międzyelektrodowej fig. 4. the inter-electrode gap shaping process pierwszą przyczyną powstawania błędów kształtu są drgania drutu o amplitudzie a. amplituda ta zależy przede wszystkim od: – nierównomierności ciśnienia podawanego dielektryka (strugi) w szczelinie, która może być spowodowana: różnicą ciśnień pd i pg, występowaniem produktów obróbki w szczelinie, położeniem wycinanego kształtu – wycinanie na brzegu przedmiotu powoduje „ucieczkę” dielektryka na boki, – drgań wywołanych wyładowaniami elektrycznymi w szczelinie, – wysokości ciętego przedmiotu. amplitudę drgań można zmniejszyć przez zwiększenie naciągu drutu, jednakże należy pamiętać, że zwiększenie naciągu może prowadzić do zerwania drutu (powstawanie kraterów 27przegląd spawalnictwa vol. 87  7/2015 i mikropęknięć podczas procesu). w niektórych przypadkach, w których wymagana jest bardzo duża dokładność stosowane są specjalne elektrody z rdzeniem o wysokiej wytrzymałości, pozwalające na zwiększenie siły naciągu i zminimalizowanie w ten sposób drgań drutu. nadmienić należy, że są to elektrody kilkakrotnie droższe od standardowych. drugą istotną przyczyną powstawania błędów jest występowanie produktów obróbki w szczelinie międzyelektrodowej. z badań literaturowych [3,4], jak i badań własnych [1,5÷8] wynika, że wpływ cząstek specjalnie dodanych do dielektryka lub pozostających w dielektryku jako produkt erozji materiału obrabianego wpływa w pewnym zakresie parametrów procesu na zwiększenie wydajności obróbki elektroerozyjnej i zmniejszenie chropowatości powierzchni obrabianej. z oszacowań j. kozaka [2] wynika, że cząstka znajdująca się w dielektryku i przewodząca prąd elektryczny wprowadza lokalnie 3 krotne zwiększenie natężenia pola elektrycznego. w przypadku cząstki nieprzewodzącej prądu elektrycznego zmiany te wynoszą 3/2 raza, ale też są znaczące. w wyniku wyładowań elektrycznych pomiędzy narzędziem (drutem) a przedmiotem powstaje przecięcie w wymiarze nieco większym od średnicy drutu (od kilku do kilkudziesięciu mikrometrów). połowa różnicy pomiędzy średnica drutu a wymiarem przecięcia nazywamy szczeliną boczną, natomiast wymiar od środka drutu do granicy przecięcia „offsetem 0” (rys. 5). proces projektowania technologii wedm rozpoczynarys. 5. droga narzędzia podczas wycinania oraz podstawowe parametry geometryczne fig. 5. path of the wire during the wedm process and the basic geometry parameters my od analizy tolerancji, jakości powierzchni wycinanego kształtu i kosztów wycinania. w zależności od dokładności i jakości powierzchni, kątów pochylenia profilu wycinanie przebiega w kilku przejściach (standardowo od 1 do kilku). dla każdego przejścia ustalane są inne parametry wycinania (zmniejszająca się energia impulsu, rys. 6). na dobór parametrów obróbki mają wpływ: materiał obrabiany, jego wysokość, własności drutu, własności dielektryka. we współczesnych obrabiarkach wedm parametry zatu z określoną dokładnością i chropowatością powierzchni. w tablicach technologicznych znajdują się informacje dotyczące parametrów obróbki: – charakteru impulsów, – polaryzacji (biegunowość elektryczna elektrody) i napięcia w impulsie, – natężenia prądu roboczego w impulsie, – czasu impulsu roboczego, – czasu przerwy między impulsami, – czasu impulsu wstępnego, – offsetów. do podstawowych cech wedm należą: – uniwersalność elektrody, a więc wyeliminowanie konieczności wykonania elektrod o złożonych kształtach, – eliminacja konieczności uwzględniania zużycia elektrody roboczej przy projektowaniu procesu obróbki, – możliwość wykonywania skomplikowanych kształtów i o bardzo małych wymiarach, – wysoka elastyczność produkcyjna obrabiarki, – wysoki stopień automatyzacji z zastosowaniem sterowania numerycznego, – eliminacja niebezpieczeństwa pożaru oraz poprawa warunków bhp, ze względu na stosowanie (najczęściej) jako dielektryka wody, – możliwość wykonywania części o profilu ekwidystanty przy zastosowaniu jednego programu dla układu nc, np. matryc, wykrojników, stempli, prowadników itp., – wysoka dokładność obróbki (od ± 0.02 do ± 0.001 mm), – konieczność zastosowań małych energii wyładowań (poniżej 5 mj), uwarunkowanych małą średnicą drutu (dla uniknięcia zerwania) powoduje, że uzyskiwana jest wysoka gładkość (ra = 2.5 0.32 μm), a zmiany w warstwie wierzchniej są nieznaczne (np. dla stali 1.2201 po cięciu zgrubnym grubość warstwy zmienionej jest mniejsza od 0.02 mm), – wysokość ciętego elementu do 400 mm, – możliwość obróbki materiałów trudnoobrabialnych innymi metodami, – duża wydajność, zwłaszcza przy obróbce materiałów trudnoobrabialnych (do 400 mm2/min). wedm ma również kilka wad i ograniczeń, np.: – powstawanie warstwy wierzchniej o zmienionej strukturze w stosunku do ciętego materiału, – proces jest energochłonny i drogi, – ograniczenie wycinania do powierzchni prostokreślnych, – możliwość obróbki tylko materiałów przewodzących prąd elektryczny. zastosowanie: wycinanie złożonych kształtów w materiałach trudnoobrabialnych, idealny sposób do wycinania elementów w wykrojnikach jak płyta tnąca (zarys główny, otwory pod słupy – w jednym zamocowaniu) i stempel – jedna technologia (zarys wycinany, parametry obróbki), otwory w matrycach, formach odlewniczych i wtryskowych, koła zębate o dowolnym zarysie, itp. obróbka strugą wody – wjm, awjm w praktyce najczęściej stosowane są dwie odmiany obróbki strugą wody: czystą strugą wody (wjm) oraz strugą wody z dodatkiem ziarna ściernego (awjm). zasadniczym warunkiem stosowania strugi wodnej do obróbki różnych materiałów jest uzyskiwanie na wylocie z dyszy strugi o właściwościach hydrodynamicznych, zapewniających zadowalającą efektywność procesu obróbkowego. powszechnie przyjętym kryterium oceny hydrodynamicznych właściwości strugi jest jej koherentność, czyli zdolność do nie rozpadania się podczas ruchu i zachowania swojej energii kinetycznej do jak najdłuższej odległości od dyszy. rys. 6. przykład cięcia w trzech przejściach: wycinanie, wykańczanie i wygładzanie fig. 6. wire offset for three machining passes: basic cutting, finishing and polishing dajemy dobierając odpowiednie tablice technologiczne zawarte w pamięci obrabiarki. w tablicach tych znajdują się informacje, które umożliwiają otrzymanie żądanego kształdroga drutu odpad wykonywana część offsett ”0” programowany zarys 28 przegląd spawalnictwa vol. 87 7/2015 wysokociśnieniowy strumień wody przy wylocie z dyszy trafia na powietrze tj. ośrodek o gęstości około 800 razy mniejszej od wody. w takich warunkach zewnętrzne części strugi wodnej oddzielają się od jej podstawowej masy interferując z przylegającymi warstwami powietrza, o mniejszej prędkości ruchu. niejednokrotnie też powietrze z otaczającego środowiska wdziera się do wnętrza tychże zewnętrznych warstw strugi wodnej. wszystko to prowadzi do narastającej, wraz z odległością od dyszy, wymiany masy pomiędzy płynem z wysokociśnieniowej strugi a otaczającym powietrzem. powoduje to nieciągłości w strukturze strugi wodnej i częściowe jej rozkropelkowanie, które ulegając dalszemu rozdrobnieniu prowadzi do rozszerzania się strugi, co ułatwia jej rozpływ po powierzchni materiału obrabianego. takie nasycenie strugi wodnej powietrzem, zwane aeracją strumienia, zaczyna się od powierzchni strugi i sukcesywnie przenika do jej wnętrza. w takich warunkach zaczyna wyodrębniać się rdzeń strugi, w którym transportowana jest główna część jej energii. walcowa początkowo struga wodna odkształca się przyjmując zwykle postać stożka. narastająca wraz z odległością od dyszy aeracja strugi sprawia, że w końcowej strefie jest ona mieszaniną oddzielnych, aczkolwiek jeszcze uwarstwionych cząstek wody i powietrza. prowadzi to do zmniejszania się prędkości strugi wraz z jej odległością od dyszy oraz ciągłego powiększania jej średnicy. w tym obszarze wartości prędkości poosiowej oraz nacisku strugi są już niewielkie, zbliżając się asymptotycznie do wartości zerowych [9]. szczególnie duży gradient prędkości występuje w płaszczyźnie prostopadłej do osi strugi, zwłaszcza zaś w strefie jej styku z powietrzem. na styku bowiem poruszającego się naddźwiękowego strumienia wody z otaczającym go, lecz pozostającym w spoczynku powietrzem istnieje bardzo duża różnica prędkości. w związku z tym w kierunkach promieniowych względem osi strugi powstają duże siły aerodynamiczne, które są proporcjonalne do tej różnicy prędkości. wszystko to powoduje nierównomierny rozkład masy strugi, co się pogłębia w miarę oddalania od dyszy. w ogólnym zarysie omówiony powyżej model strugi wodnej obowiązuje także i dla wysokociśnieniowego strumienia wodno-ściernego. zwykle bowiem objętość ścierniwa domieszkowanego do strugi wodnej stanowi stosunkowo niewielki udział. dotyczy to zwłaszcza warunków tworzenia strugi wodno-ściernej używanej do czyszczenia powierzchni technicznych. objętościowa zawartość ścierniwa w strudze wynosi zwykle ok. 1%, mało kiedy osiągając poziom kilku procent. jednak uciążliwość warunków mieszania ziaren ściernych ze strugą wody w normalnie stosowanych głowicach roboczych (rys. 7) sprawia, że już w początkowej fazie przyspieszania ziaren, co najmniej kilkanaście do 80% spośród nich ulega rozkruszeniu zaś drugie tyle jest rozpraszane w zewnętrznych warstwach strugi wodnej. powoduje to zwykłe turbulencje przepływu strugi oraz zakłócenia jej wewnętrznej struktury. powoduje to zwiększenie średnicy strumienia wodno-ściernego w stosunku do analogicznego strumienia wodnego. o rozmiarach tych zakłóceń decyduje sposób mieszania ścierniwa ze strugą wodną. sposób mieszania wywiera zasadniczy wpływ na rozkład ziaren ściernych w przekroju strugi wodno-ściernej. wiele spośród ziaren doprowadzanych w strefę mieszania w ogóle nie jest w stanie dostać się do wnętrza „twardej” strugi wysokociśnieniowej. charakter rozkładu ziaren ściernych w strudze wywiera istotny wpływ na ukształtowanie i erozyjną skuteczność strugi wodno-ściernej. dlatego też cechy te mogą być decydujące dla przydatności strugi wodno-ściernej do efektywnego jej wykorzystania [9]. największe ilości ziaren ściernych przepływają w osi strugi wodno-ściernej, gdzie panuje najmniejsze ciśnienie całkowite. w miarę zaś oddalania się od osi strugi natężenie przepływu ziaren ulega zmniejszeniu. najmniejsze ilości ziaren występują w zewnętrznych warstwach strugi, w których panuje największe ciśnienie. stwierdzono przy tym, że zwiększenie liczby otworów w koncentrycznej dyszy tryskacza wywołuje wzrost natężenia przepływu ziaren ściernych [11]. mechanizm obróbki materiałów przy użyciu strumienia wody o wysokim ciśnieniu (z prędkością rzędu kilkuset metrów na sekundę) jest bardziej złożony od obróbek konwencjonalnych i ma swoje specyficzne cechy. podczas obróbki wodno-strumieniowej, w rezultacie lokalizacji naprężeń niszczących w obszarze małych objętości i dzięki dużej prędkości przyłożenia obciążenia, od podstawowej masy materiału odrywane są bardzo małe cząstki (mikrowiórki) o różnorodnych kształtach. mechanizm tej obróbki nie jest w pełni znany. jednym z najważniejszych zespołów obrabiarki do ciecia strugą wody jest pompa dostarczająca strugę wody do przedmiotu obrabianego. współczesne wysokociśnieniowe systemy cięcia wyposażone są w hydrauliczne pompy ze wzmacniaczem (rys. 8) lub pompy z wałem korbowym. rys. 7. głowica robocza: 1 dopływ wody pod wysokim ciśnieniem, 2 dysza wodna z osadzonym diamentem lub rubinem, 3 materiał ścierny (granat), 4 dysza mieszająca, 5 osłona, 6 strumień tnący, 7 cięty materiał fig. 7. wjm operation head: 1high pressure water influx, 2water nozzle with the embedded diamond or ruby eyelet, 3abrasive material (mostly garnet), 4blending nozzle, 5 cover, 6 water jet, 7 material to be cut zasada działania pompy ze wzmacniaczem polega na tym że silnik elektryczny napędza pompę hydrauliczną, która pompuje płyn hydrauliczny pod ciśnieniem od 6,9 do 27,6 mpa do cylindra wzmacniacza. ciśnienie hydrauliczne działa na stosunkowo duży tłok, by wytworzyć dużą siłę na tłocznik o stosunkowo małej średnicy. ten tłocznik podnosi ciśnienie wody do poziomu, który jest proporcjonalny do odpowiednich pól przekroju poprzecznego dużego tłoka i małego tłocznika. cylinder wzmacniacza jest cylindrem obustronnego działania, w którym płyn hydrauliczny jest wprowadzany na przemian z jednej i drugiej strony. hydrauliczny tłok na przemian zwiększa ciśnienie wody przez tłoczniki małej średnicy na każdym końcu zespołu wzmacniacza. chodzący tam i z powrotem tłok wzmacniacza powoduje pulsujący przepływ wody pod bardzo wysokim ciśnieniem. by uczynić przepływ wody bardziej jednolitym (w ten sposób rys. 8. schemat pompy hydraulicznej ze wzmacniaczem [12] fig. 8. hydraulic pump with single fluid amplifier [12] 29przegląd spawalnictwa vol. 87  7/2015 wpływając na gładsze cięcie), pompa wzmacniacza jest zazwyczaj wyposażona w cylinder „tłumienia”, który działa jako wysokociśnieniowe naczynie wyrównawcze [12]. w pompach z wałem korbowym wykorzystuje się mechaniczny wał korbowy, który porusza w cylindrze tam i z powrotem napędzając dowolną liczbę pojedynczych tłoków lub tłoczników. zawory zwrotne w każdym cylindrze pozwalają wodzie wejść do cylindra, gdy tłocznik cofa się i opuścić cylinder do rozgałęzionego przewodu wylotowego, gdy tłocznik posuwa się naprzód w cylindrze. pompy z wałem korbowym są bardziej wydajne niż pompy ze wzmacniaczami, ponieważ nie wymagają zastosowania, zużywającego duże ilości energii, systemu hydraulicznego. dodatkowo, pompy z wałem korbowym o trzech lub więcej cylindrach mogą być tak zaprojektowane, by dostarczały bardzo jednorodne ciśnienia na wyjściu. dzisiaj pompy z wałem korbowym mogą pracować niezawodnie aż do ciśnienia 380 mpa. doświadczenie pokazało, że strumień materiału ściernego tak naprawdę nie potrzebuje bardzo wysokiego ciśnienia, uzyskiwanego z pompy ze wzmacniaczem. w tego typu maszynach tak naprawdę materiał, tnie ścierniwo, podczas gdy woda działa jedynie jako medium do jego przenoszenia przez materiał, który jest cięty. za formowanie strugi hydrościernej i ostateczne jej przyspieszanie odpowiada dysza (o średnicy otworu kształtującego 0.18 0.4 mm). wewnętrzne ścianki dyszy podlegają intensywnej erozji przez ścierniwo, rozpędzone do dużej prędkości. z tej racji dysza jest elementem najbardziej narażonym na erozyjne oddziaływanie strugi hydrościernej. intensywność zużycia dyszy zależy przede wszystkim od właściwości ścierniwa oraz wielkości hydraulicznych. wśród własności ścierniwa największy wpływ na zużycie dyszy mają: zdolność skrawna, gęstość oraz wielkość i kształt ziaren. najważniejszymi właściwościami dyszy są: materiał, z którego dysza jest wykonana (najczęściej z szafiru lub rubinu, diamentu) oraz jej kształt. decydujące zaś wielkości hydrauliczne to wydatek ścierniwa oraz prędkości strugi, będącej wynikiem oddziaływania ciśnienia [9]. najczęściej stosowanym ścierniwem w obróbce strugą wody jest granat (o wielkość ziarna od 60 do 120, najczęściej 80). najlepsze własności skrawne wykazuje elektrokorund, jednakże powoduje on prawie 50 krotnie większe zużycie dyszy niż granat [9]. podstawową wadą obróbki strugą wody jest powstawanie tzw. stożka. termin „stożek” odnosi się do ukośnych krawędzi materiału, które powstają podczas cięcia strumieniem wodnym lub strumieniem wodnym z materiałem ściernym. typy stożków to: stożek w kształcie litery v, stożek odwrócony, stożek baryłkowaty stożek romboidalny lub trapezowy. na wielkość i typ stożka najbardziej wpływa grubość materiału i obrabialność. najefektywniejszym sposobem minimalizacji stożka jest zastosowanie głowicy sterowanej w trzech osiach (3d). klasyczną obróbką strugą wody (sama woda) można ciąć takie materiały jak: miękka guma, pianka, folia, tkaniny, miękkie wykładziny pcv, papier i tektura, miękkie lub cienkie drewno, żywność, wszystkie inne rodzaje materiałów o małej twardości. stosując strugę wodno-ścierną można ciąć: stale, metale kolorowe, ceramikę włókna węglowe, tworzywa sztuczne, materiały wybuchowe, kompozyty. w praktyce grubość przecinanej stali wynosi do 20 30 mm, aluminium nawet do 300 mm, tytanu nawet do 150 mm. zalety wycinania strugą wody to: – możliwość cięcia dowolnego materiału, – uniwersalność narzędzia, – brak strefy wpływu ciepła, – bardzo małe naciski podczas procesu cięcia, – wydajność cięcia, – technologia przyjazna dla środowiska (woda), – gospodarka odpadami (w wyniku obróbki uzyskujemy niewielki ślad przecięcia), ma to kolosalne znaczenie przy cięciu drogich materiałów, – elastyczność produkcyjna, – brak zadziorów na krawędziach, równe krawędzie, cięcie „pod kątem”, – możliwość zastosowania tej metody do czyszczenia części. wadami procesu są: – żywotności głowic (maksymalnie do 140 godzin), – stożkowatość ciętych powierzchni, – różnice w chropowatość na powierzchni przeciętej części, – mała wydajność. – dokładność wycinania strugą wody dochodzi do 0,1 mm, a chropowatość powierzchni (z zastosowaniem obróbki wykańczającej) do 1 μm ra. wnioski wycinanie elektroerozyjne jak i cięcie strugą wody pozwalają na kształtowanie części o dużej wysokości. obie obróbki pozwalają na korzystne gospodarowanie odpadami (niewielki ślad po przejściu narzędzia). w wedm możemy uzyskać wysoką dokładność, rzędu kilku mikrometrów (wjm do 0,1 mm). wycinanie strugą wody nie powoduje zmian w strukturze materiału (w wedm w wyniku oddziaływań termicznych dochodzi do zmian w warstwie wierzchniej). obróbki charakteryzują się stosunkowo małą szybkością cięcia, stąd opłacalne jest wycinanie w materiałach trudnoskrawalnych lub/i przy kształtowaniu skomplikowanych zarysów. literatura [1] dabrowski l., yu j., kozak j., rozenek m., theoretical analysis of electric field distribution in edm with powder mixed dielectric, proceed. of the 4th international conference on global research and education “inter-academia 2005”, vol. 1, wuppertal, germany, 2005. [2] kozak j., rozenek m., dąbrowski l., badania wstępne obróbki elektroerozyjnej w dielektryku z ziarnami ściernymi, prace naukowe programu priorytetowego nowe technologie, zeszyt 3, oficyna wydawnicza pw, warszawa 2000. [3] mohri n., saito n., nnarumiya h., kawatsu y., ozaki k. t. and kobayashi, k., finish machining by edm using powder suspended working fluids, journal of jseme, vol. 49. 1992. [4] mori n., saito n., narumiya h., kawatsu y., otake h., takawashi t. and kobayashi k., study on finishing of large area workpiece by edm, journal of the japan soc. for prec. eng., vol. 53, no. 1. 1987. [5] rozenek m., kozak j., dabrowski l., study of electrical discharge machining using powder suspended working media, proceed. of the 13th international symposium for electromachining isem xiii, bilbao, 2001. [6] rozenek m., kozak j., dabrowski j., electrical discharge machining in dielectric-powder media, proceedings of the 2nd international conference on advances in production engineering ape-2, , vol. ii, warsaw 2001. [7] rozenek m., kozak j., dabrowski l., electrical discharge machining in dielectric-powder media, international journal for manufacturing science and technology, vol. 4, no.1, 2002. [8] rozenek m., dąbrowski l., obróbka elektroerozyjna w dielektryku z proszkami przewodzącymi, monografia zagadnienia konstrukcyjne i technologiczne niekonwencjonalnych technik wytwarzania, wydawnictwo akademii techniczno-rolniczej, bydgoszcz, 2006. [9] borkowski p., obróbka wysokociśnieniową strugą wodno-ścierną, wydawnictwo uczelniane politechniki koszalińskiej, koszalin 2002. [10] perec a., badania wybranych wielkości procesu obróbki wysokociśnieniową strugą hydrościerną, xxi naukowa szkoła obróbki ściernej warszawa-miedzeszyn, 1998. [11] borkowski p., efektywność obróbki powierzchni wysokociśnieniową strugą wodno-ścierną, mechanik nr 2/2005. [12] http://www.jetsystem.pl/ ps 7 2018 www 00 30 przegląd spawalnictwa vol. 90 7/2018 opracowywanie procedur badań ultradźwiękowych techniką tofd w odniesieniu do stref martwych i rozdzielczości przestrzennej the development of an ultrasonic testing procedure using tofd technique in the context of dead zones and spatial resolution mgr inż. rafał kaczmarek – politechnika częstochowska, dr inż. karol kaczmarek – instytut spawalnictwa. autor korespondencyjny/corresponding author: rafal.kaczmarek133@gmail.com streszczenie obserwowany w ostatnich latach wzrost zastosowań nowoczesnych technik badań ultradźwiękowych (tofd, phased array) wiąże się z koniecznością opracowywania stosownych procedur badawczych, różniących się istotnie od typowych procedur dotyczących konwencjonalnych badań ultradźwiękowych. z tego względu w pracy opisano najistotniejsze zagadnienia, które powinny zostać przeanalizowane i uwzględnione na etapie przygotowania procedury badania ultradźwiękowego techniką czasu przejścia wiązki dyfrakcyjnej tofd. szczególną uwagę zwrócono na analizę wielkości stref martwych tofd oraz zmian rozdzielczości przestrzennej na grubości badanego złącza, a także doprecyzowanie zasad oceny wskazań niemierzalnych w kierunku wysokości. słowa kluczowe: badania ultradźwiękowe spoin; technika tofd; procedura badania abstract the increase in the use of advanced ultrasonic testing techniques such as tofd and phased array, observed in recent years is connected with the necessity of development of appropriate testing procedures, differing significantly from typical procedures for conventional ultrasound examinations. for this reason, the paper describes the most important issues that should be analyzed and taken into account at the stage of preparation of the ultrasonic examination procedure with the time of flight diffraction tofd technic. particular attention has been paid to the size of tofd dead zones and changes in spatial resolution on the thickness of the joint tested, as well as the clarification of the principles for the assessment of unmeasurable in the direction of joint thickness indications. keywords: ultrasonic testing of welds; tofd; ndt procedures wstęp badania ultradźwiękowe techniką czasu przejścia wiązki dyfrakcyjnej tofd są stosowane w polskim przemyśle już dwie dekady [1]. pierwsze zastosowania ograniczały się jednak w zasadzie wyłącznie do badań spoin obwodowych rurociągów, stąd ilość wykonywanych badań oraz liczba personelu pracującego przy projektowaniu, wykonywaniu i ocenie badań była niewielka. wraz z dynamicznym rozwojem, dostępnością i spadkiem cen sprzętu do badań tofd przejawiającym się w stosunkowo tanich, przenośnych defektoskopach do badań ut+tofd, a także dużym wyborem niewielkich, poręcznych skanerów umożliwiających badanie nawet krótkich odcinków złączy doczołowych, możemy spodziewać się znacznego poszerzenia obszaru zastosowań techniki tofd sukcesywnie zastępujących – wraz z techniką phased array rafał kaczmarek, karol kaczmarek przeglad welding technology review – dotychczasowy obszar stosowania konwencjonalnych badań ultradźwiękowych. sprzyja temu zarówno pełna normalizacja obydwu technik (w aspekcie wykonawstwa oraz oce ny wskazań), jak i ich główna zaleta w postaci wysokiej wiarygodności dzięki pełnemu zapisowi cyfrowemu wyniku badania a także znacznie wyższej wykrywalności w stosunku do badań ut. poszerzeniu obszaru zastosowań techniki tofd sprzyja także znaczna ilość publikacji ukazujących się w ostatnich latach w polsce, pozwalająca na łatwe zapoznanie z najistotniejszymi aspektami badań tofd przez grono personelu badań ndt, inspektorów, spawalników, aż po klientów zamawiających konstrukcje spawane i poszukujących wiarygodnych metod potwierdzenia jakości wykonanych złączy spawanych [2÷6]. doi:.http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v90i7 .937 31przegląd spawalnictwa vol. 90 7/2018 z tego względu, wraz ze zwiększeniem obszaru zastosowań badań tofd w przemyśle, znacznie poszerza się grono personelu ndt opracowującego procedury badań tą techniką. ponieważ jest to zadanie różniące się istotnie od przygotowania typowych procedur dotyczących konwencjonalnych badań ultradźwiękowych, z tego względu w niniejszym artykule autorzy starali się przybliżyć podstawowe zagadnienia, które powinny zostać uwzględnione w tym procesie. zalety i ograniczenia techniki tofd zastosowanie badań ultradźwiękowych techniką tofd wykazuje wiele zalet w porównaniu z innymi metodami nieniszczących badań objętościowych. do podstawowych zalet można zaliczyć relatywną łatwość przeprowadzenia badań, powiązaną z brakiem istotnych zagrożeń dla personelu badającego i osób postronnych, wysoką wykrywalność, w szczególności nieciągłości płaskich, mały wpływ orientacji nieciągłości na jej wykrywalność oraz – w wielu przypadkach – możliwość określenia rzeczywistych wymiarów nieciągłości, i co się z tym wiąże, stosowania wymiarowych kryteriów akceptacji. niestety, wymienione wyżej zalety limitowane są wieloma czynnikami nierozłącznie związanymi z techniką tofd. pierwszą grupę czynników stanowią ograniczenia w zastosowaniu techniki tofd. wykorzystywane w niej sygnały dyfrakcyjne wykazują niską amplitudę, istotnym problemem staje się zatem poziom szumu, zarówno elektronicznego, jak i strukturalnego, utrudniający lub uniemożliwiający badanie materiałów gruboziarnistych, takich jak odlewy i złącza ze stali austenitycznych. złożona geometria złącza stanowi bardzo istotne ograniczenie dla przeprowadzenia badania, wynikające z trudności w opracowaniu procedury badania, potrzeby stosowania wyspecjalizowanych skanerów i utrudnionej analizy wyników. z wyżej wymienionych powodów technika tofd stosowana jest zasadniczo do badania złączy o prostej geometrii wykonanych z materiałów drobnoziarnistych. drugim ograniczeniem techniki tofd są trudności dotyczące wykrywalności, trudności w zakresie interpretacji oraz wymiarowania wskazań związane z nakładaniem się sygnałów ultradźwiękowych odbieranych przez głowicę. pierwszym tego typu zjawiskiem jest tworzenie się stref martwych. w technice tofd tworzą się dwie strefy martwe: od powierzchni badania oraz od powierzchni przeciwległej. są one wynikiem nakładania się sygnałów odpowiednio fali podpowierzchniowej lub fali odbitej na ewentualne sygnały dyfrakcyjne pochodzące od wierzchołków nieciągłości. może to prowadzić do trudności z wykryciem nieciągłości. jeśli nieciągłość zostaje wykryta, to występuje poważna trudność, a często zupełny brak możliwości jej wymiarowania, i co się z tym wiąże, również oceny jej akceptowalności. w przypadku nieciągłości wewnętrznych o niewielkiej wysokości może dojść do nałożenia się sygnałów od górnego i dolnego wierzchołka nieciągłości. do nałożenia sygnałów dochodzi wówczas, gdy różnica w czasie przejścia pomiędzy impulsami jest krótsza od czasu trwania impulsu ultradźwiękowego. nałożenie sygnałów odebranych przez głowicę uniemożliwia określenie wysokości nieciągłości. w efekcie niezgodności tego rodzaju tworzą wskazania niemierzalne w kierunku wysokości. graniczny wymiar, poniżej którego dochodzi do połączenia sygnałów pochodzących od górnego i dolnego wierzchołka nieciągłości nazywany jest rozdzielczością przestrzenną. nieciągłość o mniejszej wysokości od wartości rozdzielczości przestrzennej wygeneruje wskazanie w postaci sygnału będącego wynikiem nałożenia sygnałów dyfrakcyjnych od górnej i dolnej krawędzi nieciągłości. wskazanie takie traktowane jest jako niemierzalne po wysokości. efektem braku możliwości określenia wysokości nieciągłości w oparciu o jej wskazanie są trudności w ocenie akceptowalności wskazania. pn-en iso 10863, określająca zasady badania techniką tofd złączy spawanych, wymaga stosowania procedur badania w najwyższych poziomach badania (c i d), nie określając jednak precyzyjnie wymagań dotyczących informacji, które powinny być zawarte w procedurze [7]. wytyczne dotyczące opracowywania procedur badawczych, sformułowane w sposób ogólny można odnaleźć w pn-en iso 16810 [8]. w praktyce stosowania techniki tofd pojawia się jednak wiele specyficznych problemów dotyczących zarówno wykonania badania, jak i oceny wyników, które powinny być rozważone na etapie opracowywania procedur badania. jednym z tych zagadnień jest sposób postępowania ze wskazaniami, które nie są możliwe do jednoznacznego zwymiarowania. pn-en iso 15626 nie podaje wprost sposobu postępowania w przypadku wykrycia tego rodzaju wskazań problematycznych, które nie mogą być jednoznacznie ocenione z powodu występowania w strefie martwej czy też wskazań niemierzalnych po wysokości [9]. wskazówką podawaną przez normę pn-en iso 10863 jest wymóg oceny wskazania zgodnie z założeniem najgorszego scenariusza. jednocześnie norma stwierdza, że wskazania, które nie mogą być jednoznacznie sklasyfikowane, mogą wymagać dodatkowych badań. można więc uznać, że dokładny sposób postępowania w przypadku wykrycia tego rodzaju wskazań powinien być ostatecznie określony w procedurze badania. w dalszej części artykułu podano rozważania dotyczące tego zagadnienia. strefy martwe tofd w badaniach tofd występują strefy martwe od powierzchni skanowania oraz powierzchni przeciwległej badanego elementu. strefa martwa od powierzchni skanowania jest spowodowana występowaniem sygnału fali podpowierzchniowej, czyli fali ultradźwiękowej podłużnej rozprzestrzeniającej się pod powierzchnią badania. sygnały dyfrakcyjne od nieciągłości występujących płytko pod powierzchnią skanowania nakładają się na sygnał fali podpowierzchniowej. w efekcie mogą pozostać niewykryte. jeśli natomiast zostaną wykryte, to występuje poważna trudność z ich interpretacją i wymiarowaniem. zgodnie z pn-en iso 16828, wielkość strefy martwej od powierzchni skanowania dds określona jest następującą zależnością [10]: (1) gdzie: c – prędkość dźwięku [m/s], tp – czas trwania sygnału ultradźwiękowego [µs], s – połowa odległości pomiędzy środkami głowic [mm]. analogicznie, w przypadku strefy martwej od powierzchni przeciwległej ddw, sygnały dyfrakcyjne od nieciągłości mogą zostać zasłonięte przez sygnał fali odbitej. zgodnie z pn-en iso 16828 wielkość strefy martwej od powierzchni przeciwległej może zostać obliczona z wzoru: (2) gdzie: c – prędkość dźwięku [m/s], tw – czas przejścia wiązki odbitej od powierzchni przeciwle głej [µs], w – grubość ścianki badanego elementu [mm]. 32 przegląd spawalnictwa vol. 90 7/2018 rys. 1. wyniki badania próbki odniesienia o grubości t = 12 mm przy różnych parametrach głowic tofd fig. 1. the results of the tests of a reference block with a thickness of t = 12 mm and various probe parameters rys. 2. wynik badania tofd złączą o grubości 12 mm skanowanego od strony lica (a) i grani (b) spoiny (częstotliwość 10 mhz, średnica przetwornika 3 mm, kąt 70°) fig. 2. the result of tofd of welded joint, thickness of 12 mm, scanned from the face side (a) and rut (b) of the weld (frequency 10 mhz, diameter of the transducer 3 mm, angle 70 °) fakt występowania stref martwych powoduje ograniczenie efektywnego obszaru badanego. strefy martwe zmniejszają wykrywalność nieciągłości występujących blisko powierzchni badanego elementu oraz utrudniają wymiarowanie nieciągłości w tych obszarach. na rysunku 1 przedstawiono skany próbki odniesienia tofd o grubości 12 mm, zawierającej trzy nieciągłości referencyjne. nieciągłość nr 2 to nacięcie o głębokości 1 mm wykonane od powierzchni przeciwległej, natomiast nieciągłość nr 3 to otwór cylindryczny o średnicy 2 mm wykonany na głębokości 4 mm pod powierzchnią skanowania. nieciągłości te służą do sprawdzenia wykrywalności nieciągłości usytuowanych w obszarach stref martwych. kolejne skany przedstawiają wyniki badania tofd z następującymi parametrami badania: – częstotliwość 5 mhz, wymiar przetwornika 6 mm, kąt 70° (rys. 1a), – częstotliwość 10 mhz, wymiar przetwornika 3 mm, kąt 70° (rys. 1b), – częstotliwość 15 mhz, wymiar przetwornika 3 mm, kąt 70° (rys. 1c). korzystając z faktu występowania dużych różnic w wielkości stref martwych od powierzchni skanowania oraz od powierzchni przeciwległej, możliwa jest znaczna poprawa wykrywalności poprzez wykonanie dodatkowego skanowania od powierzchni przeciwległej złącza. na rysunku 2 zaprezentowano obrazy tofd uzyskane w badaniach wykonanych z powierzchni od strony lica i grani spoiny. łatwo zauważyć, że trudny do wykrycia i jednoznacznej klasyfikacji sygnał 1 znajdujący się w strefie martwej przy powierzchni skanowania (rys. 2a) staje się łatwy do interpretacji na obrazie tofd uzyskanym w badaniu od strony grani spoiny (rys. 2b). w przypadku badania odpowiedzialnych elementów, w których dąży się do wykrycia wszystkich nieciągłości w badanym złączu, korzystne jest wykonanie badań tofd z oby dwu powierzchni złącza (od powierzchni lica i grani, o ile istnieje dostęp). zwiększa ono zarówno wykrywalność, jak i możliwości interpretacji wskazań od nieciągłości położonych blisko powierzchni lica. natomiast w przypadkach, w których badaniom tofd poddaje się tylko pewien procent długości złączy, badania z przeciwnej strony mogą być ograniczone do wybranych odcinków. służą one wówczas do weryfikacji uprzednio wykrytych wskazań trudnych do interpretacji. spadek częstotliwości badania powoduje wzrost wielkości stref martwych. można to zaobserwować szczególnie na przykładzie strefy martwej przy powierzchni skanowania, ze względu na znacznie większą wysokość tej strefy w stosunku do strefy martwej przy powierzchni przeciwległej. w przypadku badania głowicami o częstotliwości 5 mhz sygnał od górnej powierzchni jest całkowicie nałożony na sygnał fali podpowierzchniowej. z kolei dla częstotliwości 10 mhz i 15 mhz wnikliwa obserwacja zmian na zobrazowaniach typu a i b, powiązana z porównaniem wyglądu wskazania od fali podpowierzchniowej w miejscu występowania nieciągłości z miejscami, gdzie ona nie występuje, umożliwia wykrycie sygnału od górnej powierzchni otworu. sygnał ten jest możliwy do zauważenia, jednak jego interferencja z sygnałem fali podpowierzchniowej utrudnia lub uniemożliwia precyzyjne ustawienie kursora pomiarowego i dokładny pomiar wysokości wskazania. przy opracowywaniu procedury badania należy zatem określić wielkości stref martwych i dokładnie przeanalizować możliwe konsekwencje niewykrycia niewielkich nieciągłości znajdujących się w tych obszarach. w uzasadnionych przypadkach może być wskazane zaplanowanie dodatkowych badań uzupełniających, mających na celu pokrycie obszarów stref martwych tofd. rozdzielczość przestrzenna rozdzielczością przestrzenną badania tofd nazywana jest najmniejsza wysokość nieciągłości, przy której nie następuje nakładanie się sygnałów górnej i dolnej dyfrakcji. rozdzielczość przestrzenna r na głębokości d opisana jest następującą zależnością: (3) gdzie: td – czas przejścia wiązki dla głębokości d [µs], d – głębokość w stosunku do powierzchni skanowania [mm]. większość zmiennych w powyższym wzorze posiada jednoznacznie określoną wartość dla założonej konfiguracji badania. wyjątkiem jest czas trwania sygnału ultradźwiękowego. wartość tego parametru uzależniona jest od arbitralnie przyjętego kryterium spadku decybelowego, dla którego wyznaczana jest wartość czasu trwania impulsu. wynika stąd, że wyznaczona w obliczeniach wartość rozdzielczości badania będzie bezpośrednią konsekwencją przyjętego arbitralnie kryterium spadku decybelowego, dla którego wyznaczana jest wartość czasu trwania impulsu. przykładowe wartości czasu trwania impulsu ultradźwiękowego, dla różnych kryteriów spadku decybelowego podano w tablicy i. a) b) c) a) b) 33przegląd spawalnictwa vol. 90 7/2018 przedstawione w tablicy i wyniki dowodzą, że wybór kryterium jest więc krytycznie ważny. pn-en iso 16828 określa, że jako kryterium należy traktować warunek -20 db (10% amplitudy). znając wartości parametrów badania możliwe jest określenie rozdzielczości przestrzennej. na rysunku 3 przedstawiono wykres rozdzielczości przestrzennej od głębokości zalegania nieciągłości w badaniu złącza o grubości 10 mm. w oparciu o uzyskany wykres łatwo zauważyć, że największe i najbardziej niekorzystne wartości rozdzielczości przestrzennej występują w przypadku wskazań położonych płytko pod powierzchnią skanowania. ze wzrostem głębokości spada wartość rozdzielczości przestrzennej r, która najkorzystniejsze wartości z punktu widzenia wymiarowania wysokości wskazań przyjmuje w pobliżu powierzchni przeciwległej. na rysunku 4 umieszczono skan złącza spawanego o grubości 12 mm zawierający wskazania trudne do interpretacji i jednoznacznego zwymiarowania ze względu na niekorzystną wartość rozdzielczości przestrzennej na głębokości, na której występują (rys. 4a). wskazania nr 1 i 2 są zlokalizowane tuż pod falą podpowierzchniową. dopiero wykonanie badania uzupełniającego, przeprowadzonego przy tych samych parametrach, jednakże z przeciwnej powierzchni (od strony grani) pozwala na jednoznaczne sklasyfikowanie i zwymiarowanie wskazań (rys. 4b). wskazanie nr 1 może na tej podstawie zostać sklasyfikowane jako niemierzalne po wysokości w warunkach, kiedy na głębokości jego zalegania występuje korzystna wartość rozdzielczości przestrzennej, co wskazuje na niewielką wysokość wykrytej nieciągłości. wskazanie nr 2 wykazuje natomiast wyraźne sygnały od górnej i dolnej krawędzi, dzięki czemu daje możliwość precyzyjnego zwymiarowania wysokości. procedura badania tofd zgodnie z pn-en iso 10863, która stanowi podstawową normę badania w przypadku badania techniką tofd złączy spawanych, dla poziomów badania c i d wymagane jest opracowanie procedury badania. norma nie określa jednakże jednoznacznie jakie informacje powinny zostać określone w procedurze. norma powołuje się na pn-en iso 16828, która z kolei w zakresie wymagań dotyczących procedury badania, powołuje się na pn-en iso 16810. pn-en iso 16810 określa zakres informacji, które powinny być określone w procedurze badania metodą ultradźwiękową. do informacji tych należą: – opis badanego wyrobu, – odwołania do innych dokumentów, – kwalifikacje i certyfikacje personelu, – stan obiektu badania, – obszary badania, – przygotowanie powierzchni badania, – środek sprzęgający, – opis sprzętu wykorzystywanego w badaniach, – warunki otoczenia, – ustawienia i kalibracje, – plan badania/skanowania, – opis i kolejność czynności wykonywanych podczas badania, – poziomy oceny i rejestracji, – wymagania dotyczące charakteryzowania niezgodności, – kryteria akceptacji, – wymagania dotyczące raportowania wyników badań [8]. warto zwrócić uwagę na fakt, że wymagania te są często mniej lub bardziej precyzyjnie uszczegółowione w innych normach, takich jak pn-en iso 10863 i pn-en iso 15626 w przypadku badania złączy spawanych techniką tofd. niezależnie od tego, dla uzyskania wysokiej wiarygodności i powtarzalności wyników badań warunki te wymagają w wielu przypadkach ostatecznego uszczegółowienia w procedurze badania. pierwszym istotnym w tym kontekście zagadnieniem są wymagania dotyczące szeroko pojętych ustawień i kalibracji sprzętu. w technice tofd wymaga to zaprojektowania i wykonania próbki odniesienia. kolejnym krokiem jest wybór parametrów stosowanej konfiguracji tofd oraz opracowanie planu badania (tzw. scan plan-u) wraz z weryfikacją wykrywalności na próbkach odniesienia. przykładowy plan skanowania dla złącza o grubości 120 mm ukosowanego na x przedstawiono na rysunku 5. założono w nim podział na trzy strefy badania (0÷40, 40÷80, 80÷120 mm) i wykorzystanie trzech konfiguracji tofd (tofd1, tofd2 i tofd3). skanowanie przy użyciu konfiguracji odpowiedzialnej za wykrywanie nieciągłości położonych na największej głębokości jest wykonywane dwukrotnie z przesunięciem w stosunku do osi spoiny (tofd3a i tofd3b). rys. 3. rozdzielczość przestrzenna w funkcji głębokości na przykładzie badania złącza o grubości 10 mm przy częstotliwości głowic równej 5 mhz, 10 mhz i 15 mhz, kąt wprowadzenia wiązki 70° fig. 3. value of spatial resolution as a function of depth on the example of a joint test with a thickness of 10 mm at a frequency of 5 mhz, 10 mhz and 15 mhz, probe angle 70° rys. 4. wyniki badania złącza o grubości 12 mm z powierzchni od strony lica i grani spoiny. na skanie od strony lica (a) wskazania nr 1 i 2 położone w strefie o niskiej rozdzielczości są trudne do klasyfikacji i zwymiarowania fig. 4. the results of the test of welded joint with a thickness of 12 mm, from the face side and the root side surface of the weld. on the scan from the face (a), indications 1 and 2 located in the low-resolution zone are difficult to classify and measure tablica i. wpływ wybranego kryterium spadku amplitudy na czas trwania impulsu ultradźwiękowego dla przetworników o częstotliwości 10 mhz stosowanych w dalszych badaniach table i. example of impact of the selected amplitude drop criterion on the duration of the ultrasonic pulse for 10 mhz transducers used in further studies częstotliwość przetwornika czas trwania impulsu dla kryterium -14 db -20 db -40 db 10 mhz 0,129 µs 0,233 µs 0,364 µs a) b) 34 przegląd spawalnictwa vol. 90 7/2018 miaru wysokości wskazania o takiej wartości jest możliwa wyłącznie na głębokości 7÷10 mm (zakładając wykonanie badania zgodnie z wymaganiami iso 10863, tzn. przy użyciu głowic o częstotliwości 15 mhz). zatem nieciągłości nieakceptowalne o wysokości nieznacznie przekraczające 1 mm zalegające na głębokościach mniejszych (tzn. 0÷7 mm) będą zobrazowane w postaci tzw. wskazań „nitkowych”, niemierzalnych po wysokości (rys. 6). z tego względu w procedurze badania powinny zostać zawarte jednoznaczne zalecenia dotyczące oceny wskazań niemierzalnych po wysokości oparte na analizie rozdzielczości przestrzennej na głębokości badanego złącza dla zastosowanej konfiguracji badawczej (częstotliwości, odległości między środkami głowic pcs itd.). na jej podstawie należy wyznaczyć dwie strefy ocenianego skanu: – pierwsza strefa, w której wartość rozdzielczości przestrzennej jest większa od dopuszczalnej wysokości wskazania. strefa ta rozpoczyna się od powierzchni skanowania i kończy na głębokości, na której rozdzielczość przestrzenna zrównuje się z dopuszczalną wysokością wskazania. wskazanie niemierzalne po wysokości występujące w tej strefie może pochodzić zarówno od nieciągłości o akceptowalnej wysokości (poniżej 1 mm w przytoczonym powyżej przypadku), jak i od nieciągłości, której wysokość przekracza wymiar dopuszczalny, lecz jest na tyle niewielka, że nie powoduje powstania dwóch oddzielnych wskazań dyfrakcyjnych od górnego i dolnego wierzchołka nieciągłości. wskazania niemierzalne po wysokości występujące w tej strefie powinny być ocenione jako nieakceptowalne do weryfikacji. w przypadku, jeżeli istnieje możliwość przeprowadzenia badania rozstrzygającego, może ono być podstawą do ostatecznego zaakceptowania takowego wskazania pod warunkiem, iż jednoznacznie potwierdzi jego akceptowalność. badanie to powinno zostać przeprowadzone metodą o wykrywalności zbliżonej do badań tofd. stąd też preferowane techniki to badania phased array lub tofd z parametrami dopasowanymi do wykrycia i oceny danego wskazania. zastosowanie konwencjonalnych badań ultradźwiękowych bądź radiograficznych może prowadzić do braku wykrycia weryfikowanego wskazania (np. przyklejenia brzegowe o orientacji niekorzystnej w stosunku do promieniowania w badaniach rt lub zastosowanego kąta wprowadzenia wiązki w badaniach ut). rys. 6. przykład wskazania niemierzalnego po wysokości w badaniu od strony lica (a). badanie uzupełniające od strony grani spoiny (b) umożliwia lepszą interpretację wskazania dzięki korzystniejszej rozdzielczości przestrzennej fig. 6. an example of an unmeasurable indication when tested from the face side of a weld (a). supplementary examination from the root side of the weld (b) enables better interpretation due to the more favorable spatial resolution rys. 5. plan skanowania dla złącza o grubości 120 mm ze spoiną dwustronną ukosowaną na x wykonany w oprogramowaniu ndtsetupbuilder fig. 5. scanplan for 120 mm joint with double side, x-type weld beveled obtained in ndtsetupbuilder software norma nie określa jednoznacznych wymagań dotyczących weryfikacja ustawień sprzętowych. wszystkie te zagadnienia powinny być uszczegółowione przez osobę opracowującą procedurę badania w taki sposób, żeby uzyskać wysoką wiarygodność i powtarzalność wyników badania, przy jednoczesnym uwzględnieniu aspektów praktycznych związanych z wykonywanym badaniem. na tym etapie należy szczegółowo przeanalizować wielkość stref martwych dla zastosowanej konfiguracji badawczej oraz potwierdzić wykrywalność nieciągłości w strefach przypowierzchniowych przy pomocy specjalnie wykonanych nieciągłości na próbce odniesienia. drugim zagadnieniem, które powinno być brane pod uwagę na etapie opracowywania procedury badania jest uszczegółowienie zasad klasyfikacji i oceny wykrytych wskazań z punktu widzenia rozdzielczości przestrzennej dla zastosowanej konfiguracji tofd. poniżej przeanalizowane zostaną kryteria akceptacji podane w pn-en iso 15626 dla poziomu akceptacji 1 (odpowiadającego poziomowi jakości b) i grubości złącza równej t = 10 mm. wskazania wewnętrzne o długości nieprzekraczającej 7,5 mm są akceptowalne do wysokości 2 mm, natomiast wychodzące na powierzchnię do wysokości 1,5 mm. wskazania o długości powyżej 7,5 mm są akceptowalne, jeśli ich wysokość nie przekracza 1 mm. wynika stąd, że w celu oceny akceptowalności wskazań istnieje potrzeba pomiaru ich wysokości na poziomie 1 mm. z kolei rysunek 3 przedstawiający wykres rozdzielczości przestrzennej od głębokości obrazuje, iż możliwość poa) b) 35przegląd spawalnictwa vol. 90 7/2018 literatura [1] mackiewicz s., kopiński j.: doświadczenia z zastosowań ultradźwiękowej techniki tofd. materiały vii seminarium „nieniszczące badania materiałów”, zakopane 14-16 marca 2001. [2] śliwowski m.: badanie obwodowych złączy spawanych gazociągów zmechanizowanym systemem ultradźwiękowym tofd+pe. xxii naukowo-techniczna krajowa konferencja spawalnicza, międzyzdroje, 17÷19 maja 2016. [3] kaczmarek r., kaczmarek k., słania j.: zalety symultanicznych badań ultradźwiękowych techniką phased array i tofd złączy spawanych, przegląd spawalnictwa, vol. 89, nr 4, 2017. [4] kaczmarek k., kaczmarek r.: problematyka oceny jakości złączy spawanych techniką tofd w świetle aktualnych norm przedmiotowych, biuletyn instytutu spawalnictwa, nr 3, 2017. [5] kaczmarek r., kaczmarek k., słania j., krawczyk r.: wykonywanie badań ultradźwiękowych techniką tofd w aspekcie wymagań norm przedmiotowych, biuletyn instytutu spawalnictwa, nr 4, 2016. podsumowanie procedura badania ultradźwiękowego techniką czasu przejścia wiązki dyfrakcyjnej tofd powinna zawierać udokumentowaną strategię badania, zapewniającą znormalizowaną i powtarzalną metodologię badania złącza. wymaga to zawarcia w niej – prócz typowych informacji charakterystycznych dla badań ultradźwiękowych – znacznej ilości zagadnień specyficznych dla tej techniki. między innymi musi ona uwzględniać wpływ stref martwych przy powierzchni skanowania oraz przy powierzchni przeciwległej na wykrywalność potencjalnych niezgodności spodziewanych ze względu na zastosowaną technologię wykonania złącza. w niektórych przypadkach, zwłaszcza przy badaniu złączy o wysokiej odpowiedzialności, może to wymagać zapewnienia dodatkowego pokrycia stref martwych inną techniką badań (phased array, konwencjonalne badanie ut głowicami skośnymi). ponadto procedura badania techniką tofd powinna zawierać szczegółowe wytyczne dotyczące oceny wskazań niemierzalnych po wysokości, charakterystycznych dla nieciągłości o niewielkiej wysokości. wytyczne te powinny być poprzedzone dokładną analizą wartości rozdzielczości przestrzennej wynikającej z parametrów zastosowanej konfiguracji tofd oraz dopuszczalnych wymiarów wskazań w kierunku głębokości wynikających z przyjętego poziomu akceptacji i grubości złącza. [6] kaczmarek k., irek p., rawicki ł., słania j.: wykrywanie niezgodności w złączach spawanych za pomocą techniki czasu przejścia wiązki dyfrakcyjnej (tofd), biuletyn instytutu spawalnictwa, nr 5, 2016. [7] pn-en iso 10863 badania nieniszczące spoin – badania ultradźwiękowe – zastosowanie techniki dyfrakcji fal ultradźwiękowych (tofd). [8] pn-en iso 16810 badania nieniszczące – badania ultradźwiękowe – zasady ogólne. [9] pn-en iso 15626 badanie nieniszczące spoin – technika czasu przejścia wiązki dyfrakcyjnej (tofd) – poziomy akceptacji. [10] pn-en iso 16828 badania nieniszczące – badania ultradźwiękowe – dyfrakcyjna technika czasu przejścia jako sposób wykrywania i wymiarowania nieciągłości. – druga strefa, w której wartość rozdzielczości przestrzennej jest mniejsza od dopuszczalnej wysokości wskazania. występuje ona przy powierzchni przeciwległej do powie rzchni skanowania. wskazania niemierzalne po wysokości występujące w tej strefie pochodzą wyłącznie od nieciągłości o wysokości mniejszej od wymiaru dopuszczalnego, stąd też wszystkie są akceptowalne na tym etapie oceny (ze względu na ich wysokość). jeżeli takowe wskazania występują w dużej ilości na danym odcinku skanu, wówczas na kolejnym etapie oceny wliczają się one do sumarycznej długości wskazań i w pewnych warunkach mogą decydować o braku akceptacji tegoż odcinka. zaproponowany sposób postępowania ze wskazaniami niemierzalnymi po wysokości jest zgodny z zasadą „najgorszego scenariusza”, wskazującą na interpretację wskazań niejednoznacznych w sposób najbardziej rygorystyczny, biorąc pod uwagę niebezpieczeństwo, jakie mogą stanowić na etapie eksploatacji badanych złączy. ponieważ większość wskazań uzyskiwanych w badaniach tofd w praktyce przemysłowej pochodzi od niezgodności spawalniczych o niewielkiej wysokości (np. wskazania od niewielkich przyklejeń brzegowych, międzyściegowych czy żużli, których wysokość rzadko przekracza 2 mm) z tego względu konieczne jest określenie w procedurze badania jednoznacznych wymagań dotyczących oceny wskazań niemierzalnych po wysokości. wymagania te powinny być efektem analizy rozdzielczości przestrzennej dla zastosowanej konfiguracji badawczej tofd. 201113_pspaw.pdf 46 przegląd spawalnictwa 13/2011 maciej roskosz wpływ naprężeń czynnych i resztkowych na własne pole magnetyczne ferromagnetyków the impact of active and residual stress  on the residual magnetic field of ferromagnetics maciej roskosz – politechnika śląska, gliwice. streszczenie wpływ naprężeń na zmiany namagnesowania jest jednym z najbardziej złożonych zagadnień magnetyzmu. w artykule analizowano wpływ naprężeń czynnych i resztkowych na zmiany własnego magnetycznego pola rozproszenia wmpr mierzonego na powierzchni elementu oraz możliwości wykorzystania tych zmian jako sygnału diagnostycznego pozwalającego na określenie stanu naprężeń. stwierdzono wpływ zarówno naprężeń czynnych jak i resztkowych na rozkład składowych wmpr. wykorzystanie pomiarów wmpr do oceny naprężeń czynnych na obecnym etapie badań wydaje się problematyczne. ocena makroskopowych naprężeń resztkowych na podstawie pomiarów wmpr jest zagadnieniem nad którym kontynuowane są prace badawcze. abstract the impact of stress on changes in magnetisation is one of the most complex issues of magnetism. the paper presents an analysis of the impact of active and residual stress on the changes in the residual magnetic field (rmf) measured on the surface of the component, and of the possibility of using the changes as a diagnostic signal which allows the determination of the stress state. it was found that both active and residual stress had an impact on the distribution of the rmf components. the use of the rmf measurements to assess active stress seems debatable at the present stage of research development. research work now continues on the assessment of macroscopic residual stress based on the rmf measurements. wstęp wpływ naprężeń na zmiany namagnesowania jest jednym z najbardziej złożonych zagadnień magnetyzmu. na skutek działania efektu magnetosprężystego, naprężenia mechaniczne wpływają na anizotropię energii domen magnetycznych, najczęściej powodując zmiany przepuszczalności. kierunek tej anizotropii zależny jest od magnetostrykcji. dla materiałów z dodatnią magnetostrykcją momenty magnetyczne dążą do ustawienia się równolegle do kierunku naprężenia rozciągającego a prostopadle do ściskającego. w materiałach o ujemnej magnetostrykcji zachodzą zjawiska przeciwne, momenty magnetyczne dążą do ustawienia się prostopadle do kierunku naprężenia rozciągającego a równolegle do ściskającego [1, 2]. wpływ jednoosiowych naprężeń na strukturę domenową można porównać z działaniem równoważnego naprężeniu pola magnetycznego o natężeniu hσ (1) gdzie: σ – naprężeniem, λ – magnetostrykcja, µo – przenikalnością magnetyczną próżni, m – namagnesowaniem, φ – kątem pomiędzy osią naprężenia a kierunkiem pola magnetycznego hσ, ν – współczynnik poisson’a [1÷5]. dla opisu wpływu złożonego stanu naprężenia wprowadzono pojęcia naprężenia ekwiwalentnego, czyli fikcyjnego naprężenia jednoosiowego, którego amplituda doprowadzi do tej samej zmiany podatności jak rzeczywiste wieloosiowe naprężenia [6÷11]. zagadnienia wpływu złożonego stanu naprężeń na zmiany namagnesowania są to zagadnienia, których 47przegląd spawalnictwa 13/2011 opis i modelowanie, ze względu na potencjalne możliwości zastosowań do pomiaru naprężeń, są przedmiotem badań [6÷11]. celem prowadzonych badań była analiza wpływu naprężeń czynnych i resztkowych na zmiany własnego magnetycznego pola rozproszenia wmpr mierzonego na powierzchni elementu oraz określenie możliwości wykorzystania tych zmian jako sygnału diagnostycznego pozwalającego na określenie stanu naprężeń. wyniki badań badano próbki z niskostopowej stali węglowej o postaci geometrycznej pokazanej na rysunku 1. skład chemiczny i właściwości wytrzymałościowe materiału próbki zawarto w tablicy. początkowy stan namagnesowania wynikał z historii ich przygotowania i nie był jednorodny. obciążenia próbek zadawano na maszynie wytrzymałościowej galdabini sun 10p. pomiarów dokonywano pod obciążeniem oraz po odciążeniu na próbce znajdującej się w maszynie wytrzymałościowej. pomiary wmpr prowadzono z krokiem 1 mm wzdłuż linii pomiarowej pokazanej na rysunku 1. do pomiarów wykorzystywano magnetometr tsc-1m-4 z czujnikiem pomiarowym tsc-2m produkcji firmy energodiagnostika co. ltd moskwa. w wyniku pomiarów uzyskano wartości 2 składowych natężenia wpm na powierzchni próbki (rys. 1): – ht,y – składowa styczna mierzona w kierunku równoległym do działania obciążenia, – hn,z – składowa normalna. rys. 1. próbka do badań fig. 1. sample for testing tablica. skład chemiczny (%) i właściwości wytrzymałościowe materiału próbek table. chemical composition (%) and mechanical properties of sample material c si mn cr v p s re mpa rm mpa max 0,22 0,10,35 m a x 1,1 0,3 0,3 0,05 max 0,05 320 380520 dyskusja wybrane, reprezentatywne wyniki pomiarów wmpr wzdłuż linii pomiarowej (rys. 1) przeprowadzonych na powierzchni próbek pod obciążeniem i po odciążeniu pokazano na rysunkach 2a÷2j. rozkłady składowych wmpr w stanie początkowym (linie jasniejsze na rys. 2a, 2b) są wynikiem historii przygotowania próbek oraz wpływu geometrii na wyciek strumienia magnetycznego. zakładając że wpływ geometrii jest niezmienny, obserwowane zmiany namagnesowania są wynikiem działania odkształceń i naprężeń. w początkowym zakresie odkształceń sprężystych obserwowane zmiany namagnesowania są niewielkie (rys. 2a, b). trudno w tym przypadku mówić o wykorzystaniu ich jako sygnał diagnostyczny. po przekroczeniu pewnego poziomu naprężeń (ok. 100÷120 mpa) wartości wmpr zmierzone pod obciążeniem i po jego zdjęciu zaczynają się wyraźnie różnić. zaczyna być również wyraźnie widoczny wpływ zróżnicowanego poziomu naprężeń wynikający z różnicy przekrojów. dodatkowo w okolicach miejsca zmiany przekroju pojawia się zaburzenie przebiegów składowych wmpr w postaci lokalnych ekstremów składowej ht,y (rys. 2c). wraz ze zbliżaniem się z naprężeniami do granicy plastyczności zaburzenia te są coraz większe (rys. 2e) i zaczynają być widoczne również na przebiegach składowej normalnej hn,z (rys. 2f). przekroczenie granicy plastyczności w części próbki o mniejszym przekroju poprzecznym widoczne jest w obrazie składowej stycznej ht,y zmierzonej po odciążeniu w postaci obszaru o ostrych granicach i wartościach bardzo różniących się od pozostałej części próbki (rys. 2g, 2i). z kolei w obrazie składowej normalnej hn,z obszar odkształcony plastycznie charakteryzuje się lokalnymi ekstremami na jego granicach oraz innym trendem zmian (intensywność, kierunek) niż pozostała część próbki (rys. 2h, 2j). dalszy wzrost stopnia odkształcenia plastycznego powoduje zwiększenie zmian składowej stycznej ht,y w miejscu zmiany przekroju oraz zwiększenie różnicy wartości składowej normalnej hn,z pomiędzy lokalnymi ekstremami występującymi w miejscach zmian przekroju. na uwagę zasługuje fakt, że wartości składowych wmpr po odciążeniu w stanie plastycznym osiągają wartości znacząco różniące się od wartości pod obciążeniem. w przypadku pomiarów pod obciążeniem przekroczenie granicy plastyczności prowadzi do spłaszczenia ich rozkładu. po przekroczeniu określonego poziomu naprężeń w okolicach zmiany przekroju próbki występują nierównomierne odkształcenia plastyczne, które po odciążeniu powodują pojawienie się makroskopowych naprężeń resztkowych. obszary ich występowania pokrywają się z opisanymi powyżej obszarami anomalii (lokalne ekstrema) w przebiegach składowych wmpr. wskazuje to na związek pomiędzy naprężeniami resztkowymi a rozkładami składowych wmpr. 48 przegląd spawalnictwa 13/2011 ht,y hn,z σ =2 0 m p a σ =2 0 m p a σ =1 40 m p a σ =1 40 m p a σ =3 00 m p a σ =3 00 m p a σ =3 20 m p a σ =3 20 m p a σ =4 40 m p a σ =4 40 m p a rys. 2. rozkłady składowych wmpr próbek pod obciążeniem i po odciążeniu dla różnych poziomów obciążenia fig. 2. distributions of rmf components of samples under load and after it for different levels of loads a) b) c) d) e) f) g) h) i) j) 49przegląd spawalnictwa 13/2011 wykaz recenzentów artykułów naukowych opublikowanych w miesięczniku naukowo-technicznym przegląd spawalnictwa w 2011 roku podsumowanie wykorzystanie pomiarów wmpr do oceny naprężeń czynnych na obecnym etapie badań wydaje się problematyczne. natomiast ocena naprężeń resztkowych jest zagadnieniem nad którym kontynuowane są prace badawcze. najnowsze wyniki prowadzonych literatura [1] mierczak l., jiles d. c., ieee trans g.: on magn., vol. 47, nr. 2/2011 s. 459-65. [2] tomohiro yamasaki i inni, ndt&e international, vol. 29, no. 5/ 1996 s. 263-268. [3] kaminski d.a. i inni: j. of magnetism and magnetic materials 104-107, 1992, 382 384 [4] lu li, david c. jiles ieee trans. on magnetics, vol. 39, nr. 5, 09 2003 3037. [5] d. c. jiles, j. phys. d, appl. phys., vol. 28, s. 1537, 1995. [6] k. kashiwaya, jpn. j. appl. phys., vol. 30, s. 2932, 1991. badań nad wykorzystaniem pomiarów wmpr do oceny naprężeń resztkowych pokazano w [12]. stwierdzono relacje pomiędzy naprężeniami resztkowymi i rzędu a gradientami składowych wmpr. opracowano algorytm oceny zredukowanych naprężeń resztkowych. [7] c. s. schneider, j. m. richardson, j. appl. phys., vol. 53, s. 8136, 1982. [8] m.j. sablik i inni journal of magnetism and magnetic materials 132 1994, s. 131-148. [9] j. pearson i inni ieee trans. on magnetics, vol. 36, nr. 5, 09 2000, s. 3251-3. [10] laurent daniel, olivier hubert ieee trans. on magnetics, vol. 46, nr. 8, august 2010 s. 3089-92. [11] daniel peter bulte ieee trans. on magnetics, vol. 45, nr. 1, 01 2009 83. [12] m. roskosz, m. bieniek, ndt&e international, doi:10.1016/j. ndteint.2011.09.007. prof. andrzej ambroziak dr inż. piotr białucki prof. julian deputat dr inż. krzysztof dragan prof. kazimierz granat dr hab. inż. dariusz golański prof. andrzej gruszczyk grzegorz hottowy prof. andrzej kolasa dr inż. paweł kołodziejczak prof. jerzy łabanowski prof. mirosław łomozik dr sławomir mackiewicz dr wojciech manaj prof. zbigniew mirski dr inż. jerzy niagaj prof. jerzy nowacki dr inż. ryszard pakos dr inż. adam pietras prof. jan pilarczyk prof. zbigniew ranachowski dr inż. adam sajek prof. jacek senkara prof. jacek słania prof. edmund tasak prof. eugeniusz turyk prof. józefa żurek ps 4 2018 www.pdf 39przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 analiza numeryczna procesu spawania łącznika   spawalniczego stal-aluminium numerical analysis of the welding process of steel-aluminum welding connector dr inż. mateusz kowalski – politechnika opolska. autor korespondencyjny/corresponding author: m.kowalski@po.opole.pl streszczenie w pracy zaprezentowano wyniki symulacji procesu spawania łącznika spawalniczego o konfiguracji stal s235jraluminium a5083 z międzywarstwą tytanu grade 1 oraz aluminium a1050. w publikacji zaprezentowano parametry materiałowe modelu, a także wyniki pierwszych obliczeń w postaci rozkładów temperatury oraz naprężeń własnych wywołanych przez proces łączenia materiałów. słowa kluczowe: metoda elementów skończonych; symulacja; spawanie; łączniki spawalnicze abstract the paper presents the results of the numeric welding simulation performed for s235jr-aluminum a5083 transition joint. the paper presents material parameters used in the model calculations. results of the first calculations were presented in the form of the residual stresses distributions induced by the process of joining materials. keywords: finite element method; simulation; welding; transition joint wstęp symulacja procesu spawania materiałów konstrukcyjnych z wykorzystaniem metody elementów skończonych (mes) znajduje coraz szersze zastosowanie w projektowaniu maszyn i urządzeń. zespolenie nieliniowej analizy termicznej oraz mechanicznej umożliwia między innymi określenie rozkładów temperatury, deformacji i naprężeń wewnętrznych wywołanych procesem spawania. uzyskane informacje pozwalają na optymalizację procesu łączenia materiałów [3]. w nowoczesnych konstrukcjach inżynierskich często wykorzystuje się połączenia pomiędzy materiałami o różnych właściwościach wytrzymałościowych i mikrostrukturalnych. przykładem tego typu złączy są połączenia stalaluminium, szeroko stosowane w przemyśle stoczniowym oraz motoryzacyjnym [5]. technologia spawania umożliwia łączenie stali oraz aluminium z wykorzystaniem ciepła generowanego za pośrednictwem np. łuku elektrycznego. jednak ciepło doprowadzane do układu może powodować powstawanie kruchej intermetalicznej struktury fexaly, co ma istotny wpływ na właściwości wytrzymałościowe uzyskiwanych połączeń np. wytrzymałość na rozciąganie [7]. alternatywą dla bezpośredniego procesu spawania jest zastosowanie złączy śrubowych lub nitów co w znaczącym stopniu może wpłynąć na masę oraz aspekty ekonomiczne związane z dozorem technicznym maszyn i urządzeń. zastosowanie kompozytowych łączników spawalniczych, mateusz kowalski przeglad welding technology review opartych np. o zgrzewane wybuchowo lub walcowane na go rąco materiały wielowarstwowe pozwala na stosowanie technologii spawania bez konieczności prowadzenia dodatkowych zabiegów technologicznych. wykorzystanie łączników spawalniczych wiąże ze sobą konieczność analizy konstrukcji między innymi pod kątem naprężeń własnych obecnych w konstrukcji. w pracy zaprezentowano wyniki symulacji procesu spawania łącznika spawalniczego o konfiguracji stal s235jr-aluminium a5083 z międzywarstwą tytanu grade 1 oraz aluminium a1050. właściwości materiałów  analizie poddano konstrukcję łącznika składającą się z: aluminium a5083 (5 mm), aluminium a1050 (1,5 mm), tytanu grade 1 (1 mm), stali s235jr+n (5 mm). wymiary symulowanego układu kompozytu zaprezentowano na rysunku 1. obliczenia przeprowadzono z wykorzystaniem analizy nieliniowej dla parametrów materiałowych zmiennych w fun kcji temperatury. dane materiałowe zostały określone na pod stawie badań eksperymentalnych (tabl. i) oraz danych dostępnych w literaturze [1,4,6,8÷10]. podstawowe właściwości wytrzymałościowe materiałów przed procesem zgrzewania w temperaturze pokojowej zaprezentowano w tablicy i. doi:.http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v90i4 .879 40 przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 rys. 3. właściwości fizyczne materiałów fig. 3. physical properties of the materials rys. 2. krzywe płynięcia stali s235jr+n w zależności od temperatury fig. 2. flow curves for s235jr+n in temperature dependence w obliczeniach uwzględniono krzywe płynięcia dla poszczególnych materiałów. w zależności od właściwości materiału powyżej wartości ok. 0,7 temperatury topnienia oddziaływanie zjawiska umocnienia na stabilność obliczeń jest coraz niższe (rys. 2). na rysunku 3 zaprezentowano właściwości fizyczne materiałów w funkcji temperatury. dane zostały zaprezentowane w zakresie od temperatury 25 °c do temperatury topnienia dla poszczególnych materiałów. model obliczeniowy symulacje przeprowadzono dla układu zaprezentowanego na rysunku 4a. w analizie wykorzystano sześcienne elementy skończone. łączna liczba elementów skończonych wynosiła 10780, liczba węzłów 15840. połączenia pomiędzy poszczególnymi warstwami kompozytu zdefiniowano w sposób uproszczony, pomijając falisty przebieg złącza charakterystyczny dla kompozytów wytworzonych w technologii wybuchowej (rys. 4b). w obliczeniach uwzględniono modele spoin. wysokości oraz długości spoin dla stali i aluminium wynosiły 3 mm. modele spoin generowano z wykorzystaniem wektora czasu co pozwoliło na symulację prędkości spawania. w obliczeniach uwzględniono parametry technologiczne procesu w postaci rys. 1. wymiary kompozytu wielowarstwowego w milimetrach fig. 1. multilayer composite thickness dimensions in millimeters temperatura, °c m od uł  y ou ng a,  g p a g ęs to ść , g /c m 3 c ie pł o  w ła śc iw e,  w /( m •k ) p rz ew od no ść  c ie pl na , w /( m •k ) w sp ół cz yn ni k  p oi ss on a,  – r oz sz er za ln oś ć  ci ep ln a,  1 0e -6 •1 /k temperatura, °c temperatura, °c temperatura, °c temperatura, °c temperatura, °c 41przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 rys. 5. model rozkładu ciepła wg goldaka fig. 5. goldak model of heat distribution rys. 4. model łącznika spawalniczego: a) kształt i wymiary układu, b) siatka elementów skończonych fig. 4. model of welding connector: a) shape and dimensions of the system, b) mesh of finite elements tablica i. własności mechaniczne badanych materiałów przed połączeniem, temperatura pokojowa table i. mechanical properties of materials before cladding in the room temperature tablica ii. parametry procesu spawania oraz zastosowanego źródła ciepła table ii. welding and heat source parameters materiał właściwości wytrzymałościowe rp02, mpa rm, mpa e, mpa g, mpa ν, stal s235jr+n 235 350÷370 220000 84000 0,3 tytan grade 1 189÷215 308÷324 100000 38000 0,37 aluminium a1050 20 65÷95 69000 25900 0,33 aluminium a5080 125 275÷350 71000 26800 0,33 wolumetrycznego obciążenia układu strumieniem ciepła generowanego wg rozkładu goldaka [2] (rys. 5) o wymiarach charakterystycznych zaprezentowanych w tablicy ii. analizę wykonano dla spoin pachwinowych po stronie stali i aluminium z uwzględnieniem rozkładów temperatury i naprężeń własnych. we wszystkich częściach symulowanego układu zastosowano model kinematycznego umocnienia materiału. wyniki analizy  wyniki analizy przedstawiono w formie warstwic temperatury podczas procesu spawania oraz naprężeń własnych po połączeniu materiałów. maksymalne wartości temperatur w kompozycie wielowarstwowym mogą być istotne między innymi ze względu na mechanizm powstawania tlenków w złączu stal-tytan w podwyższonych temperaturach. na rysunku 7 zaprezentowano przykładowe cykle cieplne dla punktów znajdujących się powierzchni bocznej łącznika obliczone w połowie długości układu. ze względu na relatywnie niewielką szerokość złącza w materiale wielowarstwowym podczas spawania aluminium a5083 może zachodzić zjawisko oddzielenia warstwy aluminium. na rysunku 8 zaprezentowano wykresy naprężeń własnych obecnych w konstrukcji po procesie spawania wg hipotezy hmh. maksymalna wartość naprężenia w blasze a5083 wynosiła ok. 150 mpa. w złączach materiału wielowarstwowego odnotowano naprężenia w zakresie od 100 do 144 mpa. uzyskane wartości przekraczają granicę plastyczności tytanu grade 1 oraz aluminium a1050. wzrost naprężenia w warstwie stalowej w odległości ok. 50 mm od złącza spawanego wynika z kolejności łączenia elementów. proces spawania aluminium powoduje deformację łącznika, która powoduje zjawisko zginania blachy stalowej. materiał parametry spawania  parametry źródła ciepła i [a] v [v] v [cm/min] bf [mm] br [mm] a [mm] c [mm] aluminium 230 22,8 30 2.2 7,2 2,7 3,7 stal 220 26,5 30 2.5 7,2 2,6 3,5 gdzie: bf , br – kolejno długości frontowej i tylnej części rozkładu, a – połowa szerokości rozkładu źródła ciepła, c – głębokość penetracji źródła ciepła a) b) 42 przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 literatura [1] altenpohl d.: aluminium und aluminiumlegierungen, springer-verlag, berlin heidelberg, 1965. [2] goldak j., chakravarti a., bibby m.: a new finite element model for welding heat sources, mtb. 15, 1984, pp. 299-305. [3] knoedel p., gkatzogiannis s., ummenhofer t.: practical aspects of welding residual stress simulation, journal of constructional steel research. 132, 2017, pp. 83-96. [4] kumar singh s., mohan tiwari r., kumar a., kumar s., qasim murtaza, s. kumar: mechanical properties and microstructure of al-5083 by tig, materials today: proceedings. 5, 2018, pp. 819-822. [5] liu w., ma j., mazar atabaki m., kovacevic r.: joining of advanced highstrength steel to aa 6061 alloy by using fe/al structural transition joint, materials & design. 68, 2015, pp. 146-157. wnioski i spostrzeżenia   na podstawie przeprowadzonych badań sformułowano następujące wnioski i spostrzeżenia: • maksymalne wartości naprężeń ok. 150 mpa odnotowano w blasze a5083. w materiale wielowarstwowym naprężenia zawierały się w przedziale od ok. 100 do 140 mpa. • zastosowanie metody elementów skończonych umożliwia określenie naprężeń wywołanych procesem spawania łącznika. model wymaga eksperymentalnej weryfikacji poprzez pomiar naprężeń własnych np. z zastosowaniem metod trepanacyjnych. • parametry procesu spawania mogą wpływać na optymalną konfigurację konstrukcji łącznika (szerokość płyty kompozytu). zwiększenie objętości materiału spowoduje odprowadzanie większej ilości ciepła podczas spawania zapobiegając np. zjawisku delaminacji złącza. [6] purdue university, thermophysical properties research center, y.s. touloukian, c.y. ho: properties of aluminum and aluminum alloys, thermophysical properties research center, purdue university, west lafayette, ind., 1973. [7] rathod m., kutsuna m.: joining of aluminum alloy 5052 and low-carbon steel by laser roll welding, welding journal., 2004, pp. 16-26. [8] schoer h.: schweißen und hartlöten von aluminiumwerkstoffen, 2nd ed., dvs media gmbh, düsseldorf, 2003. [9] seyffarth p., scharff a., meyer b.: grosser atlas schweiss-ztuschaubilder, dvs me-dia gmbh, düsseldorf, 1992. [10] yogo y., sawamura m., harada r., miyata k., iwata n., ishikawa t.: stressstrain curve of pure aluminum in a super large strain range with strain rate and temperature dependency, procedia engineering. 207, 2017, pp. 161-166. rys. 6. wyniki analizy: a) temperatura podczas spawania stali, b) naprężenia własne wg hipotezy hmh po czasie 500s fig. 6. analysis results: a) temperature during steel welding, b) residual stress (hmh) after 500s a) b) rys. 7. cykle cieplne punktów na powierzchni łącznika fig. 7. thermal cycles of points on the surface of the transition plate czas, s te m pe ra tu ra , ° c rys. 8. naprężenia własne w konstrukcji łącznika po procesie spawania fig. 8. residual stresses in the transition joint after the welding process odległość od złącza s235jr+n-grade1, mm n ap rę że ni e,  m p a 201312_pspaw_25gt.pdf 97przegląd spawalnictwa 12/2013 bogusław ładecki tadeusz skowronek problemy uszkodzeń zmęczeniowych osi pojazdów szynowych problems of fatigue damage of axis rail vehicles r inż. bog sław adecki, dr inż. tade sz skowronek – agh akademia górniczo–hutnicza w krakowie. abstract despite axis design of rail vehicles for so-called unlimited fatigue strength, towards increase of the speed of vehicles and occurrence of a number of operational and materials complex phenomena, more cases of damages to such axis are recorded. this article presents the results of non-destructive testing of 120 pcs of axis of rail vehicles, for which after about four years of operation, for eight pieces of axis fatigue cracks were found. completed non-destructive examination, using ultrasonic and magnetic-particle methods, helped predict the element from which were taken samples for testing the material chemical composition, hardness measurements, microscopic and fractographic examination. analysis of the tests results showed that the cause of detected fatigue cracks of axis were quenching cracks arisen in the notch geometry. streszczenie pomimo projektowania osi pojazdów szynowych w zakresie tzw. nieograniczonej wytrzymałości zmęczeniowej, wobec podwyższania prędkości pojazdów oraz występowania złożonych zjawisk eksploatacyjnych i materiałowych, rejestrowane są kolejne przypadki występowania uszkodzeń takich osi. w artykule przedstawiono wyniki badań nieniszczących 120 szt. osi pojazdów szynowych, dla których po ok. 4 latach eksploatacji, dla 8 szt. osi stwierdzono występowanie pęknięć zmęczeniowych. badania defektoskopowe wykonane metodami ultradźwiękową i magnetyczno-proszkową pozwoliły wytypować element, z którego pobrano próbki do wykonania badań składu chemicznego materiału, pomiarów twardości, badań mikroskopowych i fraktograficznych. analiza uzyskanych wyników badań wykazała, że przyczyną wykrytych pęknięć zmęczeniowych osi było powstanie pęknięć hartowniczych w obszarze karbu geometrycznego. st p najstarszym, pochodzącym z połowy xix stulecia wykresem zmęczeniowym, jest wykres wöhlera [1], którego konstrukcja została oparta na obserwacjach dotyczących pękania osi wagonowych. pomimo projektowania takich osi w zakresie tzw. nieograniczonej wytrzymałości zmęczeniowej, wobec podwyższania prędkości pojazdów szynowych oraz występowania coraz liczniejszych złożonych zjawisk eksploatacyjnych i materiałowych, rejestrowane są kolejne przypadki występowania uszkodzeń takich osi, kończące się niekiedy tragicznie, jak w czerwcu 2009 r. w viareggio, gdzie w wyniku pęknięcia zmęczeniowego osi w wagonie cysterny przewożącej gaz skroplony zginęły 32 osoby, a rannych zostało 27 osób. w przypadku takich katastrof taboru szynowego często trudne jest ustalenie ich przyczyn, pomimo wcześniejszego prowadzenia odpowiednio dokumentowanych badań eksploatacyjnych, w tym badań nieniszczących. badania nieniszczące osi w związku ze stwierdzonymi po okresie eksploatacji wynoszącym ok. 4 lata, 3 przypadkami pęknięcia zmęczeniowego na wskroś, w obszarze karbu osi ø100 pojazdów szynowych (rys. 1) przeprowadzono odpowiednie badania i analizy [2], celem znalezienia przyczyn występowania takich uszkodzeń. badania nieniszczące z wykorzystaniem metody ultradźwiękowej głowic fal podłużnych z powierzchni czołowej dla ok. 120 szt. zamontowanych osi, w 8 przypadkach ujawniły występowanie pęknięć w obszarze karbu geometrycznego. po demontażu osi z wykrytymi pęknięciami, wykonano 98 przegląd spawalnictwa 12/2013 badania defektoskopowe metodą magnetyczno-proszkową, które potwierdziły wyniki badań metodą ultradźwiękową i pozwoliły uściślić długości pęknięć, które wynosiły: 38, 115, 90, 150, 150 i 18; pełny obwód – 200 oraz 67 mm. przykładowe pęknięcia wykryte metodą magnetyczno-proszkową pokazano na rysunku 2. analiza porównawcza długości pęknięć na obwodzie określonych obiema ww. metodami wykazała znaczące różnice w rozmiarach pęknięć. długość pęknięć określona metodą ultradźwiękową była zwykle mniejsza o kilka do kilkunastu procent, niż określona metodą magnetyczną. do dalszych badań z osi, dla której metodą magnetyczną wykryto pęknięcie na całym jej obwodzie, wycięto próbkę pokazaną na rysunku 3. analiza kierunku rozwoju pęknięcia osi z rysunku 3 wskazuje na występowanie dwóch faz rozwoju pęknięcia. w początkowej fazie pęknięcie rozwija się do głębokości ok. 1÷2 mm pod kątem ok. 190 do normalnej do powierzchni walcowej, przy czym na tym etapie można niekiedy zaobserwować występowanie równoległych pęknięć wielokrotnych (rys. 3a). w drugim rys. 1. przełom zmęczeniowy osi pojazdu szynowego ig. 1. fatigue fracture of the rail vehicle axl rys. 2. pęknięcia osi pojazdu szynowego wykryte metodą magnetyczno-proszkową: a) o dł. 115 mm, b) o dł. 150 mm ig. 2. cracks of the rail vehicle axle detected by magnetic-particle testing: a) with a length of 115 mm, b) with a length of 150 m rys. 3. próbka wycięta z osi z pęknięciem na całym jej obwodzie: a) widoczna maksymalna głębokość pęknięcia wynosząca 20 mm b) pęknięcie 1 mm nie wykryte metodą ultradźwiękową ig. 3. a sample cut from the axis with the crack around the entire circumference: a) visible maximum depth of cracks of 20 mm, b) 1 mm crack not detected by ultrasound etapie następuje zmiana kierunku pęknięcia, które propaguje dalej w kierunku prostopadłym do osi elementu. pęknięcie na rysunku 3b nie zostało wykryte metodą ultradźwiękową przy badaniu falami podłużnymi od czoła osi, co uzasadnić można wynikami badań zamieszczonych w pracach [3, 4], które wskazują na bardzo niskie prawdopodobieństwo wykrycia wady o głębokości mniejszej niż 2 mm metodą ultradźwiękową z wykorzystaniem fal podłużnych wprowadzanych od czoła. taka metoda badania nie daje również gwarancji wykrycia pęknięć o większych wymiarach, w przypadku występowania naprężeń ściskających, jak również występowania smaru w obszarze pęknięcia, w związku z efektem znacznego osłabienia amplitudy echa wady [4, 5]. przy szybkim tempie rozwoju pęknięć zmęczeniowych rozważanych osi prowadzenie badań eksploatacyjnych metodą ultradźwiękową z wykorzystaniem fal podłużnych wprowadzanych od czoła mogło być przyczyną pęknięć osi na wskroś, a wskutek tego wykolejenia pojazdów szynowych, pomimo prawidłowego nastawienia czułości oraz odpowiedniej staranności prowadzenia badań. badania meta ograficzne badania metalograficzne wykonano dla obu połówek próbek pobranych z osi, dla której pęknięcie stwierdzono na całym obwodzie (rys. 3). wykonana analiza składu chemicznego materiału wykazała, że oś wykonano ze stali 36crnimo4 (36hnm), przy czym stwierdzono mniejszą o 0,02% zawartość węgla od wymaganej zgodnie z pn-en 10083. a) b) a) b) 99przegląd spawalnictwa 12/2013 pomiary twardości metodą rockwella, wykonane w trzech przekrojach (1, 2 i 3) w obszarze karbu zestawione na rysunku 4 wykazały, że bezpośrednio przy powierzchni twardość jest nieco niższa niż w odległości 3÷5 mm i ulega dalszemu obniżeniu idąc w kierunki środka przekroju. badania mikroskopowe dla drugiej odciętej części próbki z rysunku 3b wykonano próbkę do badań metalograficznych (rys. 5a), których wyniki dla obszaru 1 pokazano na rysunku 5b. na rysunku 5b widoczne są trzy mikropęknięcia, a stal rys. 4. wyniki pomiarów twardości w obszarze karbu ig. 4. results of measurement of hardness in the area of the notch rys. 5. badania metalograficzne: a) próbka do przeprowadzenia badań, b) wyniki badań dla obszaru 1 – widoczna mikrostruktura sorbityczna ig. 5. metallographic examination: a) sample for testing, b) test results for the area 1 visible sorbitic microstructure a) b) ma mikrostrukturę sorbitu charakterystyczną dla stali po ulepszaniu cieplnym i wysokim odpuszczaniu. na rysunku tym wrysowano okrąg o promieniu 0,9 mm, przy czym projektowa wartość promienia karbu wynosi 1,0 mm. badania fraktograficzne badania fraktograficzne skaningowym mikroskopem elektronowym (sem) wykonano dla próbki pobranej w obszarze występowania głębokiego pęknięcia pokazanym na rysunku 6. na tej próbce zaznaczono obszary, dla których wykonano badania sem: a – miejsce inicjacji pęknięcia, b – przełom zmęczeniowy oraz c – przełom ciągliwy w miejscu dołamania próbki. wyniki badań fraktograficznych dla obszarów a, b i c zilustrowano na rysunkach 7-9. badania fraktograficzne wykazały, że w obszarze karbu geometrycznego a (rys. 6) zainicjowane zostało kruche międzykrystaliczne mikropęknięcie, od którego rozwinęło się pęknięcie o charakterze zmęczeniowym – obszar b (rys. 8). badania makroskopowe osi wykonane w obszarze karbu ujawniły występowanie pęknięć o zróżnicowanej głębokości na obwodzie elementu – rysunki 1, 3 i 6, co sugeruje, że są to mikropęknięcia hartownicze. rys. 6. próbka do badań fraktograficznych ig. 6. sample for fractographical testing rys. 7. przełom kruchy w obszarze a – karbu ig. 7. brittle fracture in the a area notch 100 przegląd spawalnictwa 12/2013 rys. 8. przełom zmęczeniowy w obszarze b”z widocznymi liniami zatrzymania pęknięcia ig. 8. fatigue fracture in the b area with visible lines of the cracks stop rys. 9. przełom ciągliwy w obszarze dołamania c ig. 9. ductile fracture in the area of fracture c pods mowanie badania defektoskopowe wytypowanej do analizy osi metodą ultradźwiękową i magnetycznoproszkową ujawniły mechanizm rozwoju pęknięcia zmęczeniowego w obszarze karbu rozważanego elementu. w początkowej fazie pęknięcie rozwija się do głębokości ok. 1÷2 mm pod kątem ok. 190 do normalnej do powierzchni walcowej, przyjmując niekiedy charakter równoległych pęknięć wielokrotnych. w drugim etapie następuje zmiana kierunku pęknięcia, które w sposób zmęczeniowy rozwija się dalej w kierunku prostopadłym do osi elementu. podczas prowadzenia badań metodą ultradźwiękową falami podłużnymi od czoła osi stwierdzono problemy z wykrywaniem pęknięć w początkowej fazie ich rozwoju, co można wyjaśnić na podstawie wyników badań zamieszczonych w pracach [3, 4], które wskazują na bardzo małe prawdopodobieństwo wykrycia wad o głębokości 2 mm, a nawet większej, zastosowaną metodą. pomiary promienia przejścia w obszarze karbu wykazały, że uzyskana wartość promienia jest mniejsza niż wymagana zgodnie z dokumentacją techniczną (1 mm) i wynosi ok. 0,9 mm. pomiary twardości metodą rockwella wykazały występowanie lokalnego ekstremum twardości na głębokości 3÷5 mm o wartości 31 hrc, przy czym w kierunku środka osi twardość maleje monotonicznie do 23 hrc. badania metalograficzne wykazały, że zastosowana stal 36crnimo4 została poddana ulepszaniu cieplnemu, tj. hartowaniu i wysokiemu odpuszczaniu i ma mikrostrukturę sorbityczną. badania fraktograficzne dostarczyły informacji o obszarze inicjacji pęknięcia oraz jego późniejszej propagacji. można przypuszczać, że w miejscu karbu (promień ok. 1,0 mm) powstało kruche międzykrystaliczne mikropęknięcie lub wielokrotne mikropęknięcia, których dalszy rozwój następowałby mechanizmem zmęczeniowym. charakter kruchych wielokrotnych pęknięć i ich zróżnicowana głębokość na obwodzie w obszarze karbu geometrycznego (rys. 1, 3, 5b i 6) wskazuje, że są to pęknięcia hartownicze, od których nastąpił dalszy rozwój pęknięć zmęczeniowych w głąb materiału. niezbyt duża wartość promienia przejścia w obszarze karbu geometrycznego, przyjęta w dokumentacji technicznej na podstawie wykonanej analizy wytrzymałościowej osi, w połączeniu z pojawieniem się „ostrych” kruchych pęknięć hartowniczych, wpłynęła prawdopodobnie na przyspieszenie tempa rozwoju pęknięć zmęczeniowych osi. literat ra [1] kocańda s., j. szala j.: podstawy obliczeń zmęczeniowych. wydawnictwo naukowe pwn. warszawa 1997. [2] ładecki b., skowronek t.: analiza przyczyn występowania uszkodzeń zmęczeniowych osi pojazdów szynowych. praca badawczo-rozwojowa nr 5.5.130.916. agh w krakowie, czerwiec 2010. [3] zerbst u., madler k., hintze h.: fracture mechanics in railway applications – an overview. engineering fracture mechanics 2005, vol. 72, s. 163-194. [4] szelążek j., grzywna p., gutkiewicz p., mackiewicz s.: zjawiska wpływające na wykrywalność pęknięć zmęczeniowych w eksploatacyjnych badaniach ultradźwiękowych osi kolejowych. mat. xviii seminarium – nieniszczące badania materiałów. zakopane, marzec 2012, s. 37-49. [5] starzyński g., szelążek j., mackiewicz s.: badania współczynnika odbicia i sztywności kontaktowej powierzchni chropowatych przy pomocy fal ultradźwiękowych. mat. xvi seminarium – nieniszczące badania materiałów. zakopane, marzec 2010, s. 53-66. 201401_pspaw_1489.pdf 29przegląd spawalnictwa 1/2014 rozkład naprężeń w krzyżowym złączu spawanym z uwzględnieniem rzeczywistego kształtu spoiny stress distribution in cross welded joint taking into  account the real shape of weld stre zczenie złącza spawane ze względu na niejednorodność właściwości mechanicznych, strukturalnych oraz kształtu spoiny są w konstrukcji miejscem powodującym spiętrzanie naprężeń. najczęściej w obliczeniach przyjmuje się, że kształt spoiny jest jednakowy na całej długości, a zarys nie odbiega od teoretycznego. w artykule przedstawiono rozkład naprężeń w spoinie wykonanej na próbkach stalowych (s355j2+n), której kształt przeniesiono do analizy metodą elementów skończonych przez skanowanie 3d. uzyskane wyniki porównano z wynikami dla spoiny o promieniu zaokrąglenia linii wtopienia równym 1 mm. słowa kl czowe: naprężenia, spawanie, złącze a tract welded joints due to their nonhomogeneous mechanical, structural and geometrical properties are the reason for stress concentration in the construction. generally in the calculation it is assumed that the shape of the weld is uniform over the entire length, and the outline does not deviate from the theoretical one. this article shows the distribution of stress in the weld performed on specimens made of s355j2+n steel, the shape of which was transferred to the finite element analysis by application of 3d scanning. the results were compared with those obtained from the model of the weld with welding toe equal to 1 mm. ey word stress, welding, welded joint t p spawanie jest najbardziej rozpowszechnioną metodą łączenia elementów konstrukcji stalowych. coraz częściej stosuje się także automatyzację tego procesu. o ile, nie jest to skomplikowane w przypadku długich, prostych spoin, to dla niewielkich elementów, przy często utrudnionym dostępie, jest problematyczne i kosztowne, a czasem wręcz niemożliwe. spawanie ręczne pozostanie zatem jeszcze istotnym etapem procesów technologicznych w wytwórniach konstrukcji stalowych. trzeba jednak pamiętać, że kształt spoiny układanej przez spawacza charakteryzuje się zmiennymi wartościami kąta lica oraz promienia zaokrąglenia linii wtopienia, ponadto występują na niej miejscowe podtopienia i nieciągłości. w tym opracowaniu przedstawiono analizę zbliżonego do rzeczywistości rozkładu naprężeń w złączu i porównaniu jej do rozkładu naprężeń w próbce zamodelowanej według teoretycznych założeń. analizie i modelowaniu poddano złącze typu k z dodatkową obustronną pachwiną. materiałem do badań była stal s355j2+n. analogiczne złącze przebadano eksperymentalnie pod względem trwałości zmęczeniowej w [1]. dzięki skanowaniu 3d próbek otrzymano model powierzchniowy, a następnie po dodatkowej obróbce komputerowej poddano go analizie metodą elementów skończonych (mes). pr ki do ada ykonanie pr ek do badań wykorzystano dwie próbki o kształcie i wymiarach przedstawionych na rysunku 1. do ich wykoprzemysław stasiuk aleksander karolczuk wiesław kuczko gr inż przemy ław sta i k – firma formopex, strzelce opolskie, dr a inż alek ander arolcz k pro p – politechnika opolska, mgr inż ie ław czko – politechnika poznańska. autor korespondencyjny/corresponding author: przemyslaw.stasiuk@formopex.pl 30 przegląd spawalnictwa 1/2014 ry 1 kształt i wymiary próbki ig 1 shape and dimensions of a sample nania posłużyła płyta o grubości 5 mm, z której wycięto plazmowo wzdłuż kierunku walcowania pas o szerokości 60 mm. pas ten został następnie pocięty na pile taśmowej na pojedyncze elementy długości 200 mm i 10 mm. spawanie wykonano metodą mag w osłonie mieszaniny ar (92%) i co2 (8%). po spawaniu próbkę poddano frezowaniu (obustronnie) na wymiar 50 mm. skanowanie 3 do skanowania próbek wykorzystano skaner atos i firmy gom wykorzystujący białe światło strukturalne. dla obu stron każdej próbki wykonano po 5 skanowań, uzyskując współrzędne punktów, które następnie zostały zamienione na siatkę trójkątów i zapisane jako stereolitografia (*.stl). umożliwiło to odwzorowanie próbki z dokładnością 0,02 mm (odległość między punktami). na rysunku 2 przedstawiono model rzeczywisty i jego odwzorowanie wirtualne. ry 2 próbka do badań: a) element rzeczywisty, b) model wirtualny ig 2 sample for tests: a) the real element, b) the virtual model a) b) odel do o licze s w celu zaimportowania modelu do programu mes konieczna była jego dalsza obróbka komputerowa. aby przyspieszyć obliczenia, ograniczono model, pomijając fragmenty próbki niewpływające na rozkład naprężeń w spoinie. następnie podzielono model w osiach teoretycznej symetrii na cztery części i wprowadzono dodatkowy podział płaszczyzn modelu (korzystniejsze zagęszczenie siatki mes w miejscach spodziewanej koncentracji naprężeń). konwersja modelu *.stl do bryłowego oraz operacje obróbki komputerowej spowodowały zniekształcenie modelu. obniżenie dokładności odwzorowania wynosiło od 0,01 do 0,05 mm, czyli ostatecznie dokładność (odległość między punktami) modelu wirtualnego wahała się od 0,03 do 0,07 mm. odel por wnawczy w celu weryfikacji otrzymanych wyników z modelem teoretycznym utworzono obiekt porównawczy w formie próbki o geometrii (rys. 3) zgodnej z wytycznych międzynarodowego instytutu spawalnictwa (iiw) [2] dla metody efektywnego naprężenia w karbie. różnica polega na tym, że wytyczne zakładają wykonanie spoiny pachwinowej, a co za tym idzie – brak pełnego przetopu w próbce. ry 3 próbka porównawcza: a) przyjęta geometria, b) geometria próbki wg iiw ig 3 the comparative sample: a) the applied geometry, b) the geometry of a sample acc. to iiw a) b) analiza s po włączeniu modeli do programu mes (femap v10.3) przystąpiono do nakładania siatki elementów skończonych. istotną rolę odgrywa tu dobór odpowiedniego rozmiaru elementów. w pracach [3, 4] przyjęto 0,025÷0,03 mm w miejscach maksymalnego zagęszczenia siatki, z uwzględnieniem promienia 31przegląd spawalnictwa 1/2014 nr wymiar elementów w obszarach wg rysunku 5 liczba węzłów napr. max. hmh, mpa 1 2 3 poz. 1 0,5 0,5 0,5 0,5 58 395 141,4 2 0,1 0,3 0,5 1 158 181 169,9 3 0,05 0,1 0,5 1 442 794 181,9 4 0,02 0,1 0,5 1 2 271 178 189,3 ta lica i wyniki analizy wstępnej ta le i results of preliminary analysis hmh – według hipotezy hubera-misesa-hencky’ego ry 4 wpływ liczby węzłów (mes) na wartość maksymalnego naprężenia hmh ig 4 influence of a number of nodes on maximal hmh stress ry 5 oznaczenie obszarów o różnym zagęszczeniu siatki ig 5 marking of areas with different density of a mesh ry 6 schemat obciążeń i utwierdzeń ig 6 scheme of a loads and constrains zaokrąglenia linii wtopienia i grubości blachy próbki. przypadki te dotyczą modeli o jednolitej geometrii, a nie rzeczywistych próbek. w pracy [5] przedstawiono analizę modelu ze skanera 3d. model dyskretny został zbudowany z ośmiowęzłowych heksahadronów o wymiarach 0,025 x 0,078 mm. uwzględniając dokładność odwzorowania omawianego przypadku, przyjęto, że wstępnie wymiar elementu skończonego będzie wynosił od 0,05 mm w obszarze linii wtopienia, przez 0,1 mm w pozostałej części spoiny, do 1 mm na końcach próbki. aby zweryfikować to założenie, przeprowadzono wstępną analizę dla wycinka badanego elementu, przy czym wybrano fragment o najbardziej zróżnicowanej geometrii. wyniki analizy wstępnej przedstawiono w tablicy i oraz na rysunku 4. do utworzenia modelu dyskretnego posłużono się dziesięciowęzłowymi tetrahadronami (4 węzły główne oraz dodatkowo po jednym na każdej krawędzi). na podstawie analizy wstępnej podjęto decyzję o zastosowaniu wymiarów siatki jak dla przypadku nr 3 (rys. 5). ponieważ analizie poddano ¼ próbki, pozostała jej część została zasymulowana przez odpowiednie odebranie stopni swobody na płaszczyznach podziału. dodatkowo odebrano część stopni swobody w miejscu przyłożenia obciążenia, symulując uchwyt. próbkę obciążono naprężeniem nominalnym 80 mpa. schemat obciążeń i utwierdzeń przedstawiono na rysunku 6. 32 przegląd spawalnictwa 1/2014 yniki analizy przeprowadzono analizę statyczną z użyciem modelu ciała liniowo-sprężystego. mapę naprężeń (hmh) przykładowej próbki pokazano na rysunku 7 (dla przypadku 3, tabl. i). wyniki analizy wszystkich próbek przedstawiono w tablicy ii. w celu dalszej obróbki danych otrzymanych podczas analizy przeniesiono informacje o modelu i wyniku obliczeń do środowiska matlab. posłużono się plikami tekstowymi tworzonymi automatycznie za pomocą femap, zawierającymi dane o węzłach, elementach oraz naprężeniach. pliki przeniesiono do matlaba przy użyciu stworzonego w tym celu skryptu. operacja ta umożliwiła swobodne przetwarzanie danych, a także połączenie w całość ćwiartek próbki. na rysunku 8 przedstawiono wykres naprężeń maksymalnych dla próbek 1 i 2. linią poziomą zaznaczono wartość naprężeń dla próbki porównawczej. w celu zobrazowania rozkładu naprężeń występujących w próbce wyznaczono funkcję masy prawdopodobieństwa (probability mass function – pmf) naprężeń ry 7 naprężenia wg hmh ig 7 the hmh stress distribution nr próbki nr ćwiartki maksymalne naprężenie hmh mpa 1-1 166,4 1-2 152,1 1-3 132,9 1-4 156,1 2-1 147,8 2-2 139,2 2-3 117,6 2-4 128,6 porównawcza (rys. 3) 144,4 ry 8 naprężenia w próbce wg hipotezy hmh: a) próbka 1, b) próbka 2 ig 8 the hmh stress in the specimen: a) specimen 1, b) specimen 2 dla modeli dyskretnych złącza spawanego. funkcja ta jest dyskretnym odpowiednikiem gęstości prawdopodobieństwa (probability density function – pdf) [6]. w omawianym przypadku określa prawdopodobieństwo wystąpienia danej wartości naprężenia w badanej próbce. obliczenia wykonano, wyznaczając objętość poszczególnych elementów skończonych przy znajomości naprężeń w danym elemencie. pozwoliło to na wyznaczenie wartości funkcji na podstawie zależności (1). (1) gdzie: v(σ = σhmh) – objętość materiału o danej wartości naprężeń; v0 – objętość materiału dla naprężeń σhmh > 80 mpa. na rysunku 9 przedstawiono wyniki otrzymane oddzielnie dla każdej ćwiartki, a na rysunku 10 zobrazowano wartości dla całej próbki. ta lica ii wyniki obliczeń ta le ii results of a calculations a) b) 33przegląd spawalnictwa 1/2014 ry 9 funkcja masy prawdopodobieństwa dla ćwiartek próbek: a) 1, b) 2 ig 9 probability mass function for quarter of specimen: a) 1, b) 2 ry 10 funkcja masy prawdopodobieństwa dla próbek: a) 1, b) 2, c) próbki porównawczej ig 10 the probability mass function for specimen: a) 1, b) 2, c) the comperative specimen literat ra [1] blacha ł., karolczuk a., bański r., stasiuk p.: eksperymentalna analiza trwałości zmęczeniowej krzyżowych złączy spawanych w odniesieniu do wielkości elementu. acta mechanica et automatica, vol. 5, s. 16÷20, białystok 2011. [2] hobbacher a.: recommendations for fatigue design of welded joint and components, iiw document iiw-1823-07 ex xiii-2151r4-07/xv-1254r4-07, paris 2008. [3] kaffenberger m., malikoutsakis m., savaidis g., vormwald m.: fatigue resistance of weld ends. computational materials science, 52(2012), s. 287÷292. [4] blacha ł., karolczuk a., łagoda t.: modeling of stress in welded joints under consideration of plastic strains in fatigue life calculations. materials testing, vol. 53, s. 339÷343, monachium 2011. [5] hou c-y.:.fatigue analysis of welded joints with the aid of real three-dimensional weld toe geometry. international journal of fatigue, 29(2007), s. 772÷785. [6] stewart w.j.: probability, markov chains, queues, and simulation. the mathematical basis of performance modeling. princeton university press. s. 105. princeton 2011. [7] karolczuk a., blacha ł.: koncepcja najsłabszego ogniwa w modelowaniu trwałości zmęczeniowej złączy spawanych. acta mechanica et automatica, vol. 5, s. 51÷54, białystok 2011. nio ki przeprowadzona analiza umożliwia wyznaczenie rozkładu naprężeń w złączu przy uwzględnieniu niejednorodności kształtu spoiny. wykres funkcji masy prawdopodobieństwa daje możliwość oceny nie tylko wartości naprężeń w złączu, ale również pokazuje, jak duża część elementu przenosi podwyższone naprężenia. pozwala na przedstawienie w przestrzeni dwuwymiarowej przestrzennego stanu naprężeń w całej próbce. wyznaczenie funkcji masy prawdopodobieństwa dla większej liczby próbek mogłoby wyeliminować konieczność prowadzenia obliczeń mes dla tego typu złącza. znając funkcję masy prawdopodobieństwa, można dokonać oceny trwałości zmęczeniowej przy wykorzystaniu metody opartej na koncepcji najsłabszego ogniwa zaproponowanej w pracy [7]. porównując wartości otrzymane dla próbki rzeczywistej z wartościami dla elementu zamodelowanego według wytycznych iiw można stwierdzić, że naprężenia w rzeczywistej konstrukcji są wyższe, a ponadto większa objętość złącza narażona jest na działanie podwyższonego (większego od nominalnego) naprężenia. a) a) b) b) c) 201312_pspaw_cz3 121przegląd spawalnictwa 12/2013 krystian paradowski andrzej zagórski jan płowiec michał bardadyn badanie możliwości monitorowania stanu technicznego rurociągów podziemnych z wykorzystaniem emisji akustycznej evaluation of acoustic emission utility for monitoring  the technological conditions of underground pipelines r inż. krystian paradowski, dr inż. andrzej ag rski, dr inż. an płowiec, inż. ichał bardadyn – politechnika warszawska. abstract non destructive testing (ndt) is of significant importance when it comes to safety evaluation of underground pipeline exploatation. in addition to regular ndt, an intelligent piston is used in a case of great diameter pipelines, although its usage is not always possible. in this respect, the results from monitoring underground pipeline defects with acoustic emission testing (ae) were presented. ae laboratory research was carried out to develop a methodology of measurements that could be applied in the real technological conditions. the obtained results prove the utility of ae testing in localizing and monitoring defects in underground pipelines. a part of a research was carried out in real technological conditions. as a result, new guidelines were set up for scientific researches on detection and localization of material defects in underground pipelines under technological conditions. streszczenie badania nieniszczące (ndt) są istotnym elementem diagnozowania bezpiecznej eksploatacji rurociągów podziemnych. w przypadku nowych rurociągów o dużych średnicach badania ndt są prowadzone przy użyciu tzw. tłoków inteligentnych, których zastosowanie jest nie zawsze możliwe. w tym kontekście przedstawiono wyniki badań nad wykorzystaniem emisji akustycznej (at) do monitorowania wad w rurociągach podziemnych. badania at prowadzone w warunkach laboratoryjnych miały na celu opracowanie metodyki pomiarowej, która miałaby zastosowanie w rzeczywistych warunkach eksploatacyjnych. uzyskane wyniki potwierdziły możliwości at w lokalizowaniu i monitorowaniu defektów powstających w podziemnych rurociągach. w ramach pracy wykonan również badania na rurociągach w rzeczywistych warunkach eksploatacyjnych. w wyniku tych badań powstały wytyczne do stworzenia systemu badawczego do detekcji i lokalizacji nieciągłości w przemysłowych podziemnych rurociągach przesyłowych. etodyka badań badania laboratoryjne at zostały wykonane z wykorzystaniem modelowego rurociągu przedstawionego na rysunku 1. konstrukcja rurociągu pozwoliła na przeprowadzenie badań podczas kontrolowanych zmian ciśnienia oraz przepływu cieczy i powietrza. dodatkowo rurociąg miał możliwość zamontowania wycinków zawierających sztuczne wady materiałowe symulujące nieszczelność. pozwoliło to na opracowanie metodyki lokalizacji sygnałów ae generowanych przez sztuczną wadę. podczas badań wykonano również pomiary z wykorzystaniem czujnika akustycznego umieszczonego wewnątrz rurociągu, który umieszczony był na specjalnym module transportowym. badania przemysłowe koncentrowały się na pomiarach ae rurociągów w rzeczywistych warunkach eksploatacyjnych [1]. 122 przegląd spawalnictwa 12/2013 rys. 1. stanowisko do badań; a) modelowy rurociąg, b) sztuczna wada symulująca nieszczelność ig. 1. test stand: a) model pipeline, b) artificial defect simulating leak w pracy wykonano badania na 600 m eksploatowanego, podziemnego odcinka rurociągu gazu ziemnego podczas jego normalnej pracy oraz w trakcie zwiększania ciśnienia. pomiar sygnałów ae realizowany był przy użyciu różnych czujników akustycznych o innych pasmach przenoszenia i czułości, montowanych bezpośrednio na rurociagu jak również z wykorzystaniem falowodów. na rysunku 2 przedstawiono zdjęcie zamontowanych czujników ae na badanym rurociągu. w badaniach wykorzystano urządzenie do pomiarów metodą at firmy vallen z niemiec. wyniki pomiarów były przesyłane z systemu pomiarowego ae do operatora za pomocą modułu telemetrycznego. zastosowanie takiego rozwiązania umożliwiło alarmowe powiadomienia drogą bezprzewodową o wynikach prowadzonych badań. yniki badań analiza sygnałów ae pochodzących od sztucznego źródła stała się podstawą porównania sygnałów akustycznych generowanych przez wyciek powietrza i wody (rys. 3). podczas analizy porównano sygnały zarejestrowane podczas wycieku powietrza z wcześniej zarejestrowanymi sygnałami dla wycieku wody. porównanie wykazało, że można zaprogramować system rys. 2. czujniki ae zamontowane na badanym rurociągu ig. 2. ae sensors mounted on the pipeline pomiarowy tak, żeby informował o rodzaju wyciekającego medium. dodatkowo potwierdzono, że istnieje możliwość zlokalizowania nieszczelności. wyniki analizy przedstawiono na rysunku 4. badania wykazały, że znaczący wpływ na lokalizację sygnałów ae ma rodzaj medium wypełniającego rurociąg. badania przemysłowe wykazały że też metodą at można monitorować podziemne rurociągi przesyłowe. przykładową lokalizację liniową przedstawiono na rysunku 5. podczas badania at podziemnych rurociągów mogą być stosowane czujniki ae zamontowane na falowodach. przy tym zastosowaniu falowody stanowią część pośrednią umożliwiającą kontakt czujnika z powierzchnią badanego obiektu. w przypadku rurociągów o małej średnicy falowody polepszają kontakt czujnika z powierzchnią. jest to szczególnie istotne, gdy wykop w miejscu zamontowania czujników jest narażony na zalanie wodą. falowody można również zamontować na stałe do rurociągu, co umożliwia prowadzenie długotrwałych pomiarów. badania at umożliwiły na określenie odległości między poszczególnymi czujnikami montowanymi na rurociągu, który wypełniony jest gazem. dla czujników ae o pasmie przenoszenia w zakresie niskich częstotliwości odległość ta powinna wynosić ok. 50 m. w trakcie badania należy pamiętać o wyłączeniu ochrony katodowej. ponadto trzeba zwrócić uwagę na prądy błądzące, powodujące wzrost zakłóceń. 123przegląd spawalnictwa 12/2013 rys. 3. przykładowy kształt fali akustycznej oraz częstotliwość sygnałów dla wody (a) i powietrza (b) ig. 3. an example of a waveform and frequency of the acoustic signals for water (a) and air (b) rys. 4. klasyfikacja sygnałów ae generowanych z wycieku wody i powietrza z lokalizacją liniową ig. 4. the classification of ae linear location signals identified as air and water leakage rys. 5. lokalizacja liniowa zdarzeń ae wykrytych na 600 m odcinku rurociągu podziemnego ig. 5. linear location of ae events detected on a 600 m section of underground pipeline 124 przegląd spawalnictwa 12/2013 pods mowanie badania wykazały, że możliwe jest zastosowanie metody at do monitorowania stanu technicznego rurociągów podziemnych. głównym ograniczeniem tej metody badania są zakłócenia sygnałów akustycznych wynikające z przepływu cieczy oraz pochodzące od prądów błądzących [2]. w przypadku czujników ae o niskiej częstotliwości, zamontowanych na rurociągu wypełnionym gazem, odległość pomiędzy czujnikami powinna wynosić ok. 50 m. dla rurociągów wypełnionych cieczą odległość ta może być większa. testy laboratoryjne wykazały, że możliwe jest wykrywanie nieszczelności przez czujniki umieszczone wewnątrz rurociągu. możliwe jest rozróżnienie sygnałów ae od wycieku powietrza i cieczy. należy zaznaczyć, że skuteczność pomiarów at zależy od materiału, z jakiego wykonano rurociąg, rodzaju transportowanego medium oraz parametrów eksploatacji, takich jak prędkość przepływu i ciśnienie [3, 4]. w wyniku przeprowadzonych prac powstały procedury i instrukcje badań at podziemnych rurociągów przesyłowych. literat ra [1] paradowski k., spychalski w. l., ciesielski m., zagorski a.,kurzydlowski k. j., ”acoustic emission for industrial applications”, technical workshop vi operation of high-pressure pipelines in the aspect of the udt and the eu”, 2005. [2] skalskyi v., koval p.: some methological aspects of application of acoustic emission, lviv, 2007. [3] miller r. k., pollock a. a., watts d.j., carlyle m. j., tafuri a. n., yezzi jr j. j.: a reference standard for the development of acoustic emission pipeline leak detection techniques, nde&e international 32, 1999, s. 1-8. [4] bilman l., isermann r.; leak detection methods for pipeline, automatica, vol.23, 3/1987, s. 381-385. podzi kowanie niniejsze badania zostały sfinansowane ze środków narodowego centrum badań i rozwoju (ncbir) w ramach projektu nr15 0050-10. dariusz pabian bartosz powałka iagnostyka drganiowa t rbozespoł . st di m przypadk vibration diagnostics of the turbine. a case study w artykule przedstawiono strategie nadzorowania oraz zaprezentowano studium przypadku. ponieważ nadzór dotyczył turbozespołu, czyli newralgicznego urządzenia bloku zastosowano nadzór specjalistyczny. pokazano, że dla prawidłowej diagnostyki konieczne jest uwzględnianie wielu parametrów i ich korelowanie: obserwacja wyłącznie poziomów drgań nie pozwoliłaby na poprawną diagnozę. korelacja sygnałów drganiowych oraz parametrów technologicznych turbozespołu pozwoliła w prawidłowy sposób zaproponować remont, zaplanować czas postoju oraz wstępnie oszacować koszty remontu. the paper presents monitoring strategies and a monitoring case study. since the turbine was monitored a specialized strategy was applied. it was shown that an efficient diagnostics requires considering multiple parameters and their correlation: observation of only vibration levels is not sufficient for a correct diagnosis. correlation of vibration signals and technological parameters of the turbine allowed to propose the repair, plan the downtime and estimate the costs of the repair. referat wygłoszono podczas 42. kkbn w kołobrzegu 201312_pspaw_25gt.pdf 78 przegląd spawalnictwa 12/2013 radosław karczewski tomasz lusa andrzej zagórski rafał wiśniowski wykorzystanie emisji akustycznej do monitorowania rozwoju pęknięć w konstrukcjach betonowych monitoring of crack propagation in concrete   structures using the acoustic emission method gr inż. radosław karczewski, dr inż. tomasz l sa, dr inż. andrzej ag rski – politechnika warszawska, prof. dr hab. inż. rafał i niowski – akademia górniczo-hutnicza w krakowie. abstract laboratory research using non-destructive techniques for assessment of structures working under heavy operating loads, significantly extends knowledge about the failure mechanisms. a special role in this aspect plays the acoustic emission method (at). the article shows the possibilities of this method to monitoring of existing and propagating micro-cracks in concrete structures. it allows to detect emerging risk and to protect object from damage. static compression tests with simultaneous recording of acoustic signals generated in the material helped to determine the characteristic parameters of the signals generated by friction and the formation and propagation of micro-cracks. analysis of acoustic emission intensity and activity allowed to detect the point at which the existing micro-cracks propagation in the material and lead to destruction of the structure. identification of the characteristics of acoustic emission signals allows effective monitoring of concrete constructions in service conditions. streszczenie badania laboratoryjne nad zastosowaniem technik nieniszczących do oceny stanu technicznego konstrukcji pracujących w warunkach dużych obciążeń eksploatacyjnych pozwalają istotnie poszerzyć wiedzę o mechanizmach zniszczenia. szczególną rolę odgrywa w tym aspekcie metoda emisji akustycznej (at). artykuł pokazuje możliwości zastosowania tej metody do monitorowania istniejących i rozwijających się mikropęknięć w konstrukcjach betonowych, co stwarza możliwość detekcji powstającego zagrożenia i pozwala uchronić obiekt przed zniszczeniem. badania w statycznej próbie ściskania rdzeni betonowych z równoczesną rejestracją sygnałów akustycznych pozwoliły określić charakterystyczne parametry sygnałów generowanych przez tarcie oraz tworzenie się oraz rozwój mikropęknięć. analiza zmian intensywności i aktywności emisji akustycznej umożliwiła wykrycie momentu, w którym istniejące w materiale mikropęknięcia propagują w materiale i doprowadzają do całkowitego zniszczenia konstrukcji. zebrana w ten sposób charakterystyka akustyczna pozwoli skutecznie monitorować rozwój mikropęknięć podczas badań konstrukcji betonowych. st p badania nad zastosowaniem technik nieniszczących do oceny stanu technicznego urządzeń i konstrukcji pracujących w warunkach dużych obciążeń eksploatacyjnych są od wielu lat prowadzone i rozwijane na wydziale inżynierii materiałowej politechniki warszawskiej. szczególną rolę odgrywa pod tym względem metoda emisji akustycznej, pozwalająca oceniać stan techniczny konstrukcji w sposób globalny, zarówno podczas obciążenia pojedynczego, jak i długookresowego monitoringu obiektu pracującego pod obciążeniem. terminem emisja akustyczna (ae) określa się chwilowe fale sprężyste wywołane przez gwałtowne wyzwolenie energii zgromadzonej w materiale [1]. fale te 79przegląd spawalnictwa 12/2013 generowane są w miejscach nazywanych źródłami ae i są zwykle efektem wielu nakładających się na siebie zjawisk. w wyniku przyłożonego bodźca zewnętrznego (np. naprężenia, ciśnienia, gradientu temperatury, pola magnetycznego itp.) fale sprężyste propagują ze źródła do powierzchni ograniczającej materiał, gdzie mogą być rejestrowane przez odpowiednie przetworniki odbiorcze. w materiałach kompozytowych, za jakie niewątpliwie należy uznać betony nasączone żywicą poliuretanową, podstawowym źródłem emisji akustycznej jest powstawanie i rozwój mikropęknięć. pod wpływem obciążenia mikropęknięcia mogą ulegać propagacji, wskutek czemu stają się aktywnymi źródłami ae. ich wielkość i miejsce występowania są ważnymi czynnikami przy analizie zagrożenia dla integralności konstrukcji, ponieważ niestabilne wady zwykle propagują na długo przed jej zniszczeniem. w ten sposób rozwijające się nieciągłości stają się aktywnymi źródłami ae, stwarzając możliwość detekcji powstającego zagrożenia. etodyka badań badany materiał badaniu metodą at poddano wycinki z konstrukcji fundamentowej zbiornika magazynującego produkty petrochemiczne. konstrukcja ta składała się z płyty żelbetowej oraz słupów typu „franki”, na których była oparta. szczególną uwagę skupiono na płycie żelbetowej, która została oddana po naprawie do eksploatacji. płyta fundamentowa została wykonana z betonu żwirowego o rw = 170 kg/cm 2, odpowiadającemu w przybliżeniu klasie betonu b15, zbrojonego stalą zbrojeniową gładką i zabezpieczonego betonem natryskowym. w wyniku wieloletniej eksploatacji konstrukcji oraz działania dużych gradientów temperatur materiał płyty uległ degradacji. na jej powierzchni pojawiły się zarysowania oraz liczne wykwity węglanowe. na skutek pogorszenia parametrów wytrzymałościowych betonu podjęto środki, które miały polepszyć właściwości płyty nośnej i zapobiec dalszej degradacji betonu. wykonano w tym celu pod dużym ciśnieniem iniekcję żywicami epoksydowymi i poliuretanowymi do materiału płyty wypełniającymi pustki i pęknięcia. po zakończeniu procesu wstrzykiwania z całej konstrukcji płyty fundamentowej zostały pobrane próbki do badań laboratoryjnych, mających określić głębokość penetracji żywic oraz wyznaczyć podstawowe parametry wytrzymałościowe w próbie jednoosiowego ściskania. próbki w formie rdzeni o średnicy 100 mm i wysokości 200 mm pobrano metodą odwiertową. próbki poddano statycznej próbie ściskania z jednoczesnymi pomiarami emisji akustycznej, czego celem było wyznaczenie charakterystyki akustycznej generowanych sygnałów oraz ich częstotliwości. etodyka badań aboratoryjnych pomiary ae w jednoosiowej statycznej próby ściskania zostały przeprowadzone na stanowisku badawczym składającym się z aparatury pomiarowej ae oraz maszyny wytrzymałościowej. w skład aparatury pomiarowej wchodziły: system pomiarowy amsy-5: m6-2 firmy vallen z sześcioma kartami pomiarowymi asip-2 do rejestracji i przetwarzania sygnału ae; czujniki: vs30-sic-46db, vs45-h i ae1045s o zakresach częstotliwości odpowiednio 20÷80, 20÷450 i 100÷1500 khz. czujniki zamontowano bezpośrednio na powierzchni bocznej walcowego rdzenia. w pomiarach została użyta statyczna maszyna wytrzymałościowa walter + bai ag, z płaskimi stolikami do ściskania próbek walcowych. pomiędzy próbką a stemplami maszyny wytrzymałościowej umieszczono przekładki gumowe eliminujące zakłócenia wynikające z tarcia powierzchni o siebie. schemat stanowiska badawczego pokazano na rysunku 1. pomiar at prowadzono do osiągnięcia dezintegracji próbki betonowej. rejestrację sygnałów ae prowadzono przez cały czas poddawania próbki naprężeniom. obciążanie próbek realizowano zgodnie ze schematem pokazanym na rysunku 2 [2]. celem badań at było scharakteryzowanie sygnałów akustycznych, generowanych przez różnego typu uszkodzenia, podczas odkształcania materiału. w tym celu analizie i porównaniu poddano wiele rys. 1. stanowisko badawcze do pomiarów ae podczas statycznej próby ściskania ig. 1. ae tests bench for static compression test rys. 2. schemat obciążania próbek podczas badania [2] ig. 2. stress sequence [2] 80 przegląd spawalnictwa 12/2013 parametrów, takich jak: amplituda, częstotliwość sygnałów, liczba zliczeń, energia skumulowana, rms, czas trwania sygnałów, tempo zliczeń. parametry te odnoszono zarówno do przyłożonych naprężeń, jak i czasu. stworzone wykresy obrazujące zmiany wartości wybranych parametrów przedstawiono na rysunkach 3 ÷10. yniki badań aboratoryjnych w początkowej fazie próby ściskania rdzeni betonowych zaobserwowano nieznaczną aktywność emisji akustycznej podczas wzrostu obciążenia. podczas dwóch pierwszych wytrzymań, przy stałej sile 52 i 78 kn, nie zarejestrowano wzrostu tempa zliczeń (count rate) rejestrowanych sygnałów emisji akustycznej (rys. 3). znaczny wzrost tempa zliczeń nastąpił podczas podnoszenia obciążenia do 104 kn oraz wytrzymania przy tej sile (rys. 4). świadczy to o istnieniu w strukturze materiału uszkodzeń, których rozwój przy tym stanie naprężenia przebiega w sposób niekontrolowany. uszkodzenia te przejawiają tendencję do dalszego rozwoju. ich rozwój tych uszkodzeń w trakcie kolejnego podnoszenia obciążenia doprowadził do zniszczenia betonowego rdzenia. proces niszczenia badanego rdzenia betonowego przechodził więc w trzech etapach (rys. 4) [3]. w pierwszym etapie (obciążenie do 78 kn) dochodziło do stabilnej inicjacji mikropęknięć, które powstały na skutek istnienia w betonie wad powstałych na etapie produkcji (pory, szczeliny) oraz w czasie eksploatacji (korozja betonu). w kolejnych etapach (podnoszenie obciążenia od 78 kn i wytrzymanie na poziomie 104 kn) zachodził znaczny rozwój mikropęknięć oraz powstawały nowe mikropęknięcia. ten proces zaobserwowano zwłaszcza podczas wytrzymania na poziomie 104 kn, gdy wzrasta aktywność i intensywność akustyczna widoczna jako przyrost liczby sygnałów ae oraz wzrost rys. 3. tempo zliczeń sygnałów ae w funkcji czasu pomiaru dla poszczególnych wytrzymań ig. 3. count rate in relation to hold periods as a function of time ich amplitudy. w ostatnim, trzecim etapie podnoszenia obciążenia, istniejące w materiale mikropęknięcia propagują w materiale i doprowadzają do całkowitego zniszczenia próbki. w dalszej analizie skupiono się na porównaniu parametrów sygnałów rejestrowanych podczas ostatniego wytrzymania, podnoszeniu siły do uzyskania maksymalnej wytrzymałości na ściskanie oraz momentu, w którym próbka uległa dekohezji. wyznaczono charakterystyczne dla procesu zniszczenia parametry sygnałów akustycznych, takie jak częstotliwość, czas narastania, czas trwania, liczba zliczeń, amplituda i energia. w tym celu wyznaczono trzy charakterystyczne obszary: a-1, a-2 i a-3, pokazane na rysunku 5. sygnały z wytypowanych obszarów zobrazowano na wykresie przedstawiającym energię w funkcji liczby zliczeń sygnałów ae powyżej progu dyskryminacji (rys. 6). do dalszej analizy wytypowano sygnały o energii większej niż 500 eu., różniące się wartościami zliczeń powyżej progu dyskryminacji, co pozwoliło scharakteryzować procesy i towarzyszącą im emisje akustyczną. rys. 4. sumaryczna liczba zarejestrowanych sygnałów ae oraz obciążenie próbki w funkcji czasu badania ig. 4. summary number of hits and load as a function of time rys. 5. czas trwania sygnałów oraz siła w funkcji czasu z naniesionymi charakterystycznymi obszarami ig. 5. duration of ae signals and load as a function of time with selected areas 81przegląd spawalnictwa 12/2013 rys. 6. wartości energii sygnałów ae oraz liczby zliczeń powyżej progu dyskryminacji dla obszarów wyselekcjonowanych na rysunku 5 ig. 6. energy of ae signals as a function of counts for selected areas from fig. 5. rys. 7. rozkład częstotliwości sygnałów ae ig. 7. frequency distribution of ae signals w tym celu wyznaczono trzy charakterystyczne obszary b-1, b-2 i b-3 pokazane na rysunku 6. analiza parametryczna wyselekcjonowanych sygnałów wykazała, że częstotliwości sygnałów akustycznych generowanych w procesie obciążania próbek betonowych mieszczą się w zakresie 50÷65 khz. histogram przedstawiający rozkład częstotliwości rejestrowanych sygnałów pokazano na rysunku 7. w toku dalszej analizy skupiono się na porównaniu wytypowanych grup sygnałów. do tego celu użyto współczynnika ra, jakim jest stosunek czasu narastania do amplitudy sygnału w funkcji częstotliwości. współczynnik ten pozwala porównać sygnały o różnych charakterystykach akustycznych związanych z naturą źródła, które te sygnały generuje. na rysunku 8 zaobserwowano, że największe wartości współczynnika ra obserwuje się dla obszaru b-3, natomiast najmniejsze dla b-1. najlepsze wyniki separacji uzyskano pomiędzy obszarami b-1 i b-3. świadczy to o tym, że sygnały w wyselekcjonowanych obszarach mają inne charakterystyki akustyczne. charakterystyki sygnałów rys. 9. średnia częstotliwość sygnałów w funkcji współczynnika rd ig. 9. average frequency as function of value rd parameter rys. 10. amplituda sygnałów oraz siła w funkcji czasu z naniesionymi charakterystycznymi obszarami ig. 10. amplitude of ae signals and load as a function of time for selected areas rys. 8. wartości parametru ra w funkcji częstotliwości sygnałów ig. 8. value ra parameter as function of frequency 82 przegląd spawalnictwa 12/2013 z grupy b-2 noszą cechy sygnałów z grup b-1 i b-3. następnie odniesiono średnią częstotliwość sygnałów (iloraz liczby zliczeń powyżej progu dyskryminacji do czasu trwania sygnału), w funkcji współczynnika rd (iloraz czasu narastania do czasu trwania sygnałów), co zobrazowano na rysunku 10 [4]. w wyniku otrzymano dwie grupy sygnałów różniące się charakterystyką. sygnały z grupy b-3 mają dużo wyższy współczynnik rd w niż sygnały z grupy b-1. świadczy to o tym, że sygnały b-3 pochodzą głównie od procesów tarcia o siebie popękanych części rdzenia betonu. sygnały b-1 mają swe źródło w procesach interakcji kruszywa z zaprawą. do grupy b-2 należą sygnały, które mają swe źródło w powstawaniu i propagacji mikropęknięć i to właśnie one są charakterystyczne dla procesu niszczenia betonu. na te sygnały nakładają się zarówno procesy tworzenia mikropęknięć, jak i procesy tarcia w warstwie kontaktowej kruszywo-ziarno oraz kruszywo-zaprawa. sygnały z wytypowanych grup b-1÷3 naniesiono na wykres amplitudy sygnałów w funkcji czasu (rys. 10). rozkład sygnałów w odniesieniu do stanu obciążenia koreluje z przypisaniem tych sygnałów do źródeł akustycznych, które generują emisję akustyczną w betonie. nioski badania w statycznej próbie ściskania rdzeni betonowych z równoczesną rejestracją sygnałów akustycznych pozwoliły określić zakres częstotliwości oraz charakterystyczne parametry sygnałów generowanych przez tarcie oraz tworzenie się i rozwój mikropęknięć. analiza zmian intensywności i aktywności emisji akustycznej pozwoliła na wykrycie momentu, w którym istniejące w materiale mikropęknięcia propagują w materiale i doprowadzają do całkowitego zniszczenia konstrukcji pracującej pod zadanym obciążeniem. zebrana charakterystyka akustyczna pozwoli skuteczne monitorować rozwój mikropęknięć podczas badań konstrukcji betonowych. korelacja danych emisji akustycznej zebranych podczas badań laboratoryjnych oraz terenowych pozwoli scharakteryzować podatność konstrukcji na rozwój uszkodzeń przy znacznych obciążeniach obiektów wykonanych z betonu. stwierdzenie to uzasadnia, że metoda emisji akustycznej bardzo dobrze nadaje się do wykrywania i monitorowania defektów strukturalnych w konstrukcjach betonowych. literat ra [1] en 1330-9:2009, non-destructive testing. terminology. part 9: terms used in acoustic emission testing. [2] en 15857:2010, non-destructive testing acoustic emission testing of fibrereinforced polymers specific methodology and general evaluation criteria. [3] i. malecki, j. ranachowski: emisja akustyczna, źródła, metody, zastosowania, biuro pascal, warszawa, 1994. [4] masayasu ohtsu, toshiro isoda and yuichi tomoda, acoustic emission techniques standardized for concrete structures j. acoustic emission, 25 (2007) 00 referaty ps 10 2017 www 27przegląd  spawalnictwa vol. 89 10/2017 wysokowydajne zgrzewanie fsw   stopu aluminium przerabianego plastycznie high speed fsw welding of wrought aluminium alloy mgr inż. damian miara, dr inż. jolanta matusiak – instytut spawalnictwa, gliwice. autor korespondencyjny/corresponding author: damian.miara@is.gliwice.pl streszczenie proces zgrzewania fsw jest stosunkowo prosty do realizacji w przypadku łączenia elementów wykonanych z takich samych materiałów lub materiałów nieznacznie różniących się własnościami fizycznymi. zasadniczo, do tego rodzaju konstrukcji wykorzystuje się niewielkie prędkości zgrzewania. w artykule przedstawiono wyniki badań dotyczące wysokowydajnego zgrzewania metodą fsw stopu aluminium przerabianego plastycznie. uzyskane rezultaty wskazują, że otrzymane połączenia cechują się wysoką jakością i pozbawione są wad oraz niezgodności. słowa kluczowe: zgrzewanie tarciowe z mieszaniem materiału zgrzeiny (fsw); stopy aluminium przerabiane plastycznie abstract fsw process is relatively simple for realization in case of welding of similar materials or materials which slightly differ in their physical properties. principally, for these types of application, low welding speeds are used. the article presents research results connected with high speed fsw welding of wrought aluminium alloy. obtained results show that welds are characterized by high quality without any defects or imperfections. keywords: friction stir welding; wrought aluminium alloys wstęp zastosowanie stopów aluminium ciągle wzrasta, a w związku z tym coraz częściej poszukuje się nowoczesnych metod ich łączenia oraz naprawy uszkodzonych elementów. jedną z takich metod jest metoda zgrzewania tarciowego z mieszaniem materiału zgrzeiny (ang. friction.stir.welding). wykorzystanie metody fsw do zgrzewania stopów aluminium przerabianych plastycznie pozwala uniknąć typowych niezgodności spawalniczych, a dla niektórych materiałów staje się jedyną metodą ich łączenia w związku z trudnościami ze spawaniem [1]. dotychczasowe wyniki badań naukowych dotyczących zgrzewania metodą fsw wskazują, że istotny wpływ na prawidłowe formowanie się zgrzeiny fsw oraz własności mechaniczne połączenia, wywiera rodzaj narzędzia zgrzewającego w tym jego kształt oraz wymiary [2]. dodatkowo, na jakość powstałych zgrzein wpływają parametry procesu takie jak prędkość obrotowa narzędzia oraz prędkość zgrzewania. prędkość obrotowa narzędzia wpływa na wymieszanie się materiałów wokół trzpienia. im jest ona wyższa, tym bardziej wymieszany jest materiał w centralnym obszarze zgrzeiny i mniejsza jest wielkość ziarna oraz ilość generowanego ciepła [3]. prędkość zgrzewania decyduje o wydajności damian miara, jolanta matusiak przeglad welding technology review procesu, dobierana jest w zależności od rodzaju materiału oraz wymagań konstrukcyjnych połączenia. biorąc pod uwagę stosowane, maksymalne prędkości zgrzewania dla poszczególnych materiałów należy zaznaczyć, że wartości prędkości zgrzewania wyższe aniżeli 800 mm/min można już zaliczyć do wysokowydajnego zgrzewania metodą fsw. biorąc pod uwagę obiecujące możliwości stosowania technologii fsw w warunkach produkcyjnych, istotnym staje się opracowanie technologii zgrzewania nie tylko pod kątem utworzenia połączenia o odpowiednich własnościach użytkowych, ale także z uwagi na odpowiednio szybkie wykonywanie złączy. materiały do badań,  stanowisko i metodyka badawcza badania technologiczne zgrzewania metodą fsw złączy doczołowych prowadzono z zastosowaniem blach o grubości 6 mm ze stopu aluminium przerabianego plastycznie aw-6082. stop ten charakteryzuje wysoka wytrzymałość doi:.http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v89i10 .814 28 przegląd  spawalnictwa vol. 89 10/2017 rys. 2. stanowisko zgrzewalnicze fsw wykorzystane w badaniach: a) frezarka konwencjonalna fyf32ju2, b) oprzyrządowanie zgrzewarki: uchwyty mocujące zgrzewane elementy fig. 2. the test stand for friction stir welding: a) conventional vertical milling machine fyf32ju2, b) instrumentation: device for forces rys. 1. kształt i wymiary narzędzia wykorzystanego w badaniach fig. 1. shape and dimensions of tool used during studies tablica i. skład chemiczny stopu aluminium en aw-6082 wykorzystanego w badaniach [4] table i. chemical compositon of en aw-6082 aluminium alloy used during studies [4] tablica  ii. wybrane właściwości mechaniczne stopu aluminium en aw-6082 [4] table ii. selected properties of aluminium alloy en aw-6082[4] wyniki badań badania wizualne przeprowadzone wstępne badania, dotyczące możliwości wykonywania zgrzein z prędkościami zgrzewania wyższymi od 800 mm/min za pomocą wybranego do zgrzewania narzędzia fsw, wskazują, że jest możliwe wykonywanie tego typu połączeń w całym badanym zakresie parametrów procesu zgrzewania. powstałe zgrzeiny, zarówno od strony lica, jak i od strony grani, cechowały się kształtem charakterystycznym dla metody fsw. po stronie lica dostrzegalne były charakterystyczne półokręgi, a zgrzeiny miały regularny kształt z niewielką ilością materiału na zewnątrz zgrzeiny, który w większości przypadków wychodził poza obszar oznaczenie zawartość pierwiastków si cu mg mn fe en aw-6082 (pa4) 0,7÷1,3 ≤0,1 0,6÷1,2 0,4÷1,0 ≤0,5 ti cr zn al ≤0,1 ≤0,2 ≤0,2 reszta oznaczenie minimalne własności rp0,2, mpa rm, mpa a50,  % en aw-6082 (pa4) 255 300 9 mechaniczna oraz udarność, średnia wytrzymałość zmęczeniowa, daje się obrabiać skrawaniem. posiada także dobrą odporność na korozję oraz podatność do polerowania. szeroko wykorzystywany jest w przemyśle maszynowym, gdzie wymagania wytrzymałościowe są wyższe niż dla stopów serii 5000. stosowany jest na elementy nośne ciężarówek, autobusów, przyczep, statków, dźwigów, wagonów kolejowych, mostów, barier zabezpieczających. do badań wykorzystano jeden rodzaj narzędzia stożkowego, nagwintowanego typu triflute (rys. 1). badania nad technologią zgrzewania fsw stopów aluminium en aw-6082 prowadzono z prędkością obrotową narzędzia vn = 1120, 1400 i 1800 obr/min w zestawieniu z dwiema prędkościami zgrzewania vz = 900 i 1120 mm/min. podczas przebiegu procesu zgrzewania, powierzchnię tarcia wieńca opory nachylono pod kątem 1,5º do powierzchni zgrzewanych płyt. proces zgrzewania prowadzono na zgrzewarce fsw zbudowanej na bazie frezarki konwencjonalnej typu fyf32ju2, produkcji jafo s.a. (rys. 2), wyposażonej w dodatkowe uchwyty mocujące zgrzewane elementy. pomiarów siły niszczącej złącza fm [kn] dokonano na maszynie wytrzymałościowej typu instron 4210 w oparciu o normę pn-en iso 4136:2013-05 [5]. w celu określenia wpływu parametrów procesu fsw na sposób wymieszania materiału, na przekrojach poprzecznych złączy przeprowadzono badania metalograficzne makroskopowe wybranych zgrzein zgodnie z normą 17639:2013-12 [6]. badania twardości przeprowadzono na twardościomierzu kb-50byz-fa metodą vickersa, zgodnie z normą pn-en iso 14271:2011 [7]. obciążenie zadane wynosiło 1 kg. pomiarów twardości dokonywano w materiale podstawowym, w obszarze jądra zgrzeiny, w strefie odkształconej termomechanicznie oraz w strefie wpływu ciepła złącza na dwóch liniach pomiarowych. a) b) 29przegląd  spawalnictwa vol. 89 10/2017 rys.  3.  widok zgrzeiny doczołowej fsw ze stopu aluminium en aw-6082 od strony lica. parametry zgrzewania: vn = 1120 obr/min, vz = 1120 mm/min fig. 3. view of the surfaces of the welds of en aw-6082 aluminium alloys from the face of the weld. welding parameters: vn = 1120 rev/min, vz = 1120 mm/min rys.  4.  widok zgrzeiny doczołowej fsw ze stopu aluminium en aw-6082 od strony lica. parametry zgrzewania: vn = 1400 obr/min, vz = 1120 mm/min fig. 4. view of the surfaces of the welds of en aw-6082 aluminium alloys from the face of the weld. welding parameters: vn = 1400 rev/min, vz = 1120 mm/min rys.  5.  widok zgrzeiny doczołowej fsw ze stopu aluminium en aw-6082 od strony lica. parametry zgrzewania: vn = 1800 obr/min, vz = 1120 mm/min fig. 5. view of the surfaces of the welds of en aw-6082 aluminium alloys from the face of the weld. welding parameters: vn = 1800 rev/min, vz = 1120 mm/min rys. 6. widok przykładowej próbki po próbie rozciągania. parametry zgrzewania: vn = 1800 obr/min, vz = 1120 mm/min fig. 6. sample view after tensile test. welding parameters: vn = 1800 rev/min, vz = 1120 mm/min rys. 7.  wykres zależności średniej wytrzymałości na rozciąganie rm od prędkości zgrzewania dla trzech prędkości obrotowych narzędzia vn = 1120, 1400 i 1800 obr/min fig. 7. the plot of dependence between average tensile strength and welding speed for three tool rotational speeds vn = 1120, 1400 i 1800 rev/min rys. 8.  wykres zależności średniej wytrzymałości na rozciąganie rm od prędkości obrotowej narzędzia dla dwóch prędkości zgrzewania vz=900 i 1120 mm/min fig. 8. the plot of dependence between average tensile strength and welding speed for two tool welding speeds vz=900 and 1120 rev/min zgrzewania od strony spływu. na rysunkach 3÷5 przedstawiono widok przykładowych zgrzein od strony lica. poprawnie dobrane parametry procesu zgrzewania umożliwiły wykonanie zgrzein trwałych, nastąpiła poprawna penetracja narzędzia w materiale rodzimym. w obszarze zgrzeiny po ustabilizowaniu procesu zgrzewania nie dos trzeżono występowania jakichkolwiek niezgodności. świadczy to także o prawidłowo dobranym narzędziu do zgrzewania o odpowiednim kształcie i wymiarach. w zależności od zastosowanej prędkości obrotowej oraz prędkości zgrzewania, widok zewnętrzny zgrzein różni się jedynie w niewielkim stopniu pomiędzy sobą – zgrzeiny przyjmują regularne kształty. wraz ze wzrostem prędkości zgrzewania obserwuje się jedynie zwiększenie odległości pomiędzy kolejnymi „półokręgami” (śladami po postępie narzędzia). badania wytrzymałości zgrzein na rozciąganie jakość uzyskanych złączy, zgrzewanych metodą fsw przy różnych parametrach zgrzewania, została oceniona na podstawie wyników statycznej próby rozciągania. widok przykładowej próbki fsw po próbie rozciągania przedstawiono na rysunku 6. aby zobrazować zmiany średnich wartości wytrzymałości zgrzein fsw na rozciąganie (na podstawie 5 próbek dla każdego połączenia) przedstawiono je w zależności od prędkości zgrzewania (rys. 7) dla trzech prędkości obrotowych narzędzia 1120, 1400 i 1800 obr/min, natomiast na rysunku 8 przedstawiono zależność średnich wartości wytrzymałości zgrzein fsw na rozciąganie od prędkości obrotowych narzędzia dla dwóch prędkości zgrzewania tj. 900 i 1120 mm/min. wyniki badań wytrzymałości na rozciąganie jednoznacznie wskazują, że niezależnie od zastosowanych parametrów procesu zgrzewania tj. zmieniając zarówno prędkość obrotową, jak i prędkość zgrzewania uzyskano praktycznie takie same wartości średniej wytrzymałości na rozciąganie. różnice pomiędzy poszczególnymi próbkami są na tyle małe, że są niezauważalne na wykresach porównawczych. można więc określić, że różnice te są pomijalne. ś re dn ia w yt rz ym ał oś ć na ro zc ią ga ni e r m , m p a prędkość zgrzewania vz, mm/min prędkość obrotowa ś re dn ia w yt rz ym ał oś ć na ro zc ią ga ni e r m , m p a prędkość obrotowa narzędzia vn, obr/min prędkość zgrzewania 30 przegląd  spawalnictwa vol. 89 10/2017 rys. 9. makrostruktura zgrzeiny fsw, wykonanej z blach ze stopu aluminium en aw-6082. parametry zgrzewania vn = 1120 obr/min, vz = 1120 mm/min. traw. keller fig. 9. macrostructure of fsw weld made from en aw-2017a aluminium alloy. welding parameters: vn = 1120 rev/min, vz = 1120 mm/min. etching keller rys. 10. makrostruktura zgrzeiny fsw, wykonanej z blach ze stopu aluminium en aw-6082. parametry zgrzewania vn = 1400 obr/min, vz = 1120 mm/min. traw. keller fig. 10. macrostructure of fsw weld made from en aw-2017a aluminium alloy. welding parameters: vn = 1400 rev/min, vz = 1120 mm/ min. etching keller rys. 11. makrostruktura zgrzeiny fsw, wykonanej z blach ze stopu aluminium en aw-6082. parametry zgrzewania vn = 1800 obr/min, vz = 1120 mm/min. traw. keller fig. 11. macrostructure of fsw weld made from en aw-2017a aluminium alloy. welding parameters: vn = 1800 rev/min, vz = 1120 mm/ min. etching keller rys. 12. wartości twardości na przekroju złącza zgrzewanego fsw z aluminium en aw-6082. parametry zgrzewania vn = 1120 obr/min, vz = 1120 mm/min fig. 12. hardness values on the cross section of the fsw weld of en aw-6082 aluminium alloy. welding parameters: vn = 1120 rev/min, vz = 1120 mm/min rys. 13. wartości twardości na przekroju złącza zgrzewanego fsw z aluminium en aw-6082. parametry zgrzewania vn = 1400 obr/min, vz = 1120 mm/min fig. 13. hardness values on the cross section of the fsw weld of en aw-6082 aluminium alloy. welding parameters: vn = 1400 rev/min, vz = 1120 mm/min rys. 14. wartości twardości na przekroju złącza zgrzewanego fsw z aluminium en aw-6082. parametry zgrzewania vn = 1800 obr/min, vz = 1120 mm/min fig. 14. hardness values on the cross section of the fsw weld of en aw-6082 aluminium alloy. welding parameters: vn = 1800 rev/min, vz = 1120 mm/min podobne wyniki osiągamy zarówno przy analizowaniu zależności średniej wytrzymałości na rozciąganie od prędkości obrotowej, jak i zależności średniej wytrzymałości na rozciąganie od prędkości zgrzewania. z punktu widzenia technologii zgrzewania należy przeprowadzić dodatkowe badania, które wskażą czy uzyskane wyniki są już maksymalnymi do osiągnięcia dla tego typu technologii w odniesieniu do stopów aluminium en aw-6082 zgrzewanych doczołowo. badania metalograficzne makroskopowe dla wybranych próbek przeprowadzono badania metalograficzne makroskopowe budowy strukturalnej zgrzein. przygotowanie próbek do badań metalograficznych makroskopowych, polegało na wycięciu zgrzein ze złączy w taki sposób, aby możliwe było uzyskanie przekroju poprzecznego badanych zgrzein. makrostruktury wybranych zgrzein przedstawiono na rysunkach 9÷11 (dla prędkości zgrzewania 1120 mm/min). wyniki badań twardości przedstawione na rysunkach 12÷14 wskazują na typowy przebieg zmian twardości dla złączy wykonanych metodą fsw. następuje niewielki wzrost twardości w centralnych obszarach zgrzein i jej nieznaczne obniżenie w strefie wpływu ciepła zarówno po stro nie natarcia jak i po stronie spływu. zasadniczo, niezależnie od zastosowanych parametrów procesu zgrzewania, nie zmienia się ani charakter zmian twardości na przekrojach, ani wartości pomiarów twardości. przedstawione na rysunkach przykładowe makrostruktury zgrzein, wykonane z połączenia blach ze stopu aluminium en aw-6082 wskazują, że obszar połączenia cechuje się pełną ciągłością metaliczną. dla każdej próbki wyraźnie dostrzegalna jest strefa odkształcona termomechanicznie wskutek oddziaływania wieńca opory, jądro zgrzeiny oraz strefy wpływu ciepła (zarówno po stronie natarcia, jak i stronie spływu). zgrzeiny przyjmują kształt trapezu niezależnie od zastosowanej kombinacji parametrów procesu zgrzewania. pomiary twardości aby zobrazować zmiany twardości dla wybranych próbek fsw wykonanych ze stopu aluminium en aw-6082, na rysunkach 12÷14 przedstawiono wykresy twardości na przekrojach złączy. 31przegląd  spawalnictwa vol. 89 10/2017 analiza wyników badań jakość powstałych w procesie fsw złączy doczołowych ze stopu aluminium en aw-6082 jest bardzo wysoka i powtarzalna. badania wizualne wykazały, że niezależnie od zastosowanych parametrów procesu zgrzewania, tj. przy zgrzewaniu z trzema prędkościami obrotowymi (1120, 1400 i 1800 obr/min) oraz dwiema prędkościami zgrzewania (900 i 1120 mm/min) wizualnie jakość uzyskanych zgrzein jest bardzo podobna. wcześniej prowadzone prace, na podobnych do stopu aluminium en aw-6082 materiałach, wskazują, że wysoce prawdopodobne jest uzyskanie podobnych rezultatów w postaci zgrzein przy zastosowaniu również innych rodzajów narzędzi. materiał en aw-6082 jest dobrze zgrzewalny metodą fsw i wysoką jakość zgrzein można uzyskać w bardzo szerokim zakresie parametrów procesu zgrzewania. dla wszystkich badanych próbek, wykonanych przy zastosowaniu różnych zestawów parametrów procesu zgrzewania przeprowadzono badania wytrzymałości zgrzein na rozciąganie. jak wykazały pomiary, średnia wytrzymałość na rozciąganie praktycznie nie zmienia się wraz ze zmianą jakichkolwiek parametrów procesu zgrzewania. na ostateczną wartość wytrzymałości zgrzein na rozciąganie nie wpływa więc ani zmiana prędkości obrotowej narzędzia, ani zmiana prędkości zgrzewania. najmniejsza wartość wytrzymałości, jaką uzyskano podczas badań, to 253 mpa (przy vn = 1800 obr/min, vz = 1120 mm/min), natomiast największa to 264 mpa (przy vn = 1400 obr/min, vz = 900 mm/min). jednak w ogólnym, średnim zestawieniu wytrzymałość na rozciąganie waha się w przedziale 256÷261 mpa. badania metalograficzne makroskopowe wykazały, iż powstałe zgrzeiny cechują się pełną ciągłością metaliczną. zgrzeiny nie wykazały śladów „braku zgrzania”, występowania wtrąceń czy innych niezgodności. niezależnie od zastosowanych parametrów procesu zgrzewania, zgrzeina cechowała się podobną budową – wykazywała charakterystyczny, trapezoidalny kształt budowy zgrzeiny. pełna ciągłość metaliczna powstałych zgrzein przełożyła się na ich wysokie wartości wytrzymałości na rozciąganie przy jednoczesnej powtarzalności uzyskiwanych wyników. analizując przeprowadzone wyniki badań wytrzymałości na rozciąganie oraz badań metalograficznych makroskopowych można stwierdzić, że potwierdzają one wysoką i powtarzalną jakość uzyskanych zgrzein, na którą wskazują także wyniki badań wizualnych. jakość zgrzein nie zmienia się wraz ze zmianą zarówno prędkości obrotowych narzędzia, jak i prędkości zgrzewania. analogicznie jak w przypadku badań wytrzymałości zgrzein na rozciąganie, również wyniki pomiarów twardości nie wykazują większych zmian w zależności od tego, czy zmieniano podczas prowadzenia procesu zgrzewania prędkość obrotową narzędzia lub prędkość zgrzewania. charakter przebiegu zmian twardości w każdym przypadku jest bardzo podobny. można zaobserwować niewielki spadek twardości w obydwu strefach wpływu ciepła oraz niewielki wzrost w centralnym obszarze zgrzeiny. charakter zmian twardości jest charakterystyczny dla metody fsw dla stopów aluminium przerobionych plastycznie. wnioski  – zastosowanie narzędzia stożkowego typu triflute, do wysokowydajnego zgrzewania fsw stopu aluminium en aw-6082, umożliwia wykonywanie zgrzein o wysokiej jakości. proces zgrzewania jest powtarzalny i można go prowadzić w szerokim zakresie parametrów procesu zgrzewania. – proces zgrzewania fsw prowadzony był z wykorzystaniem narzędzia o odpowiedniej długości trzpienia – powstałe zgrzeiny cechowały się pełną ciągłością metaliczną i pozbawione były niezgodności budowy strukturalnej w tym przede wszystkim niezgodności związanych z „brakiem zgrzania” od strony grani. – zmiana zarówno prędkości obrotowej narzędzia, jak i prędkości zgrzewania nie wpływa na wyniki badań w statycznej próbie rozciągania. powstałe zgrzeiny cechowały się wysoką jakością. średnie wartości wytrzymałości zgrzein na rozciąganie pozostawały na stałym poziomie i wahały się w przedziale 253÷264 mpa. literatura [1] bhadeshia h.k.d.h.: friction stir welding, cambridge, 2002. [2] elangovan k., balasubramanian v., and babu s.: developing an empirical relationship to predict tensile strength of friction stir welded aa2219 aluminum alloy, journal of materials engineering and performance, no 820, vol. 17(6), 2008. [3] rajiv s., mishra a., murray w., mahoney e.: friction stir welding and processing, asm international, 2007. [4] pn-en 573-3:2014-02 aluminium i stopy aluminium — skład chemiczny i rodzaje wyrobów przerobionych plastycznie — część 3: skład chemiczny i rodzaje wyrobów. [5] pn-en iso 4136:2013-05e badania niszczące złączy spawanych metali — próba rozciągania próbek poprzecznych. [6] pn-en iso 17639:2013-12 badania niszczące spawanych złączy metali — badania makroskopowe i mikroskopowe złączy spawanych. [7] pn-en iso 14271:2011 zgrzewanie rezystancyjne — badanie twardości metodą vickersa (przy małym obciążeniu i mikrotwardości) zgrzein rezystancyjnych punktowych, garbowych i liniowych. 201113_pspaw.pdf 18 przegląd spawalnictwa 13/2011 zbigniew ranachowski badanie mikrostruktury betonów przy zastosowaniu metody indentacji wielokrotnej application of statistical indentation method  to investigation of concrete microstructure zbigniew ranachowski – instytut podstawowych problemów techniki pan streszczenie w artykule skonfrontowano wyniki pomiarów parametrów mikrostruktury dwóch serii napowietrzonych mieszanek betonowych, takich jak: porowatość całkowita, współczynnik rozmieszczenia porów powietrznych, odporność na powierzchniowe łuszczenie z parametrami uzyskiwanymi w procedurze indentacji wielokrotnej. indentacja wielokrotna umożliwia określenie mikrotwardości w obszarze matrycy i obszarze kruszywa, a także wyznaczenie powierzchniowego udziału obszarów o niskiej zwartości (ld), to jest obszarów o wysokiej porowatości. te parametry uzyskiwane z badania metodą indentacji wielokrotnej można zastosować do oceny trwałości betonów badając np. próbki rdzeniowe, uzyskane z odwiertów. pomiary metodą indentacji wielokrotnej można prowadzić w sposób zautomatyzowany. przedstawione wyniki badań wskazują na obniżenie odporności na środowiskowe czynniki agresywne w kompozycjach o podwyższonym współczynniku ld. abstract the paper presents the results of investigation of parameters of microstructure of two series of air pertrained concrete mixes. the following parameters were examined: volumetric porosity, air pores spacing coefficient, surface scaling endurance confronted to those derived from the statistical indentation procedure. that procedure is intended to determine the microhardness of concrete matrix, aggregates area and of the percental content of a component called low density area (ld), characterising the high porosity clusters. the parameters obtained with application of statistical indentation method can be used to assess the endurance of concrete by testing of core samples drilled out of the massive constructions. there is a possibility to automate the described method. the presented test results suggest that the compositions that reveals the increased ld coefficient also tend to demonstrate the lower resistance to environmal aggression agents. wstęp w artykule skonfrontowano wyniki pomiarów parametrów mikrostruktury dwóch serii napowietrzonych kompozycji betonowych, takich jak: porowatość całkowita, współczynnik rozmieszczenia porów powietrznych, odporność na powierzchniowe łuszczenie z parametrami uzyskiwanymi w procedurze indentacji wielokrotnej. indentacja wielokrotna umożliwia określenie mikrotwardości w obszarze matrycy i obszarze kruszywa, a także wyznaczenie powierzchniowego udziału obszarów o niskiej zwartości (ld), to jest obszarów o wysokiej porowatości. te parametry uzyskiwane z badania metodą indentacji wielokrotnej można zastosować do oceny trwałości betonów badając np. próbki rdzeniowe, uzyskane z odwiertów. przedstawione wyniki wskazują na obniżenie odporności na środowiskowe czynniki agresywne w kompozycjach o podwyższonym współczynniku ld. metodyka badań pojęciem mikrotwardość określa się wielkość fizyczną wyrażoną w jednostkach naprężenia, cechującą dany materiał lub – w przypadku betonu – jego poszczególne składniki. wielkość ta jest uzyskiwana przez obliczenie stosunku pomiędzy siłą z jaką zagłębia się wgłębnik pomiarowy do wymiaru powierzchni odcisku pozostawionego przez ten wgłębnik. 19przegląd spawalnictwa 13/2011 w 2002 r. w ippt pan rozpoczęto badania trwałości betonu kilkoma metodami zastosowanymi w pracy eksperymentalnej opisanej w niniejszym artykule. szersze zastosowanie znajdują obecnie metody: wyznaczania współczynnika rozmieszczenia porów powietrznych i masy złuszczonego materiału w badaniu slab test. metody te – w tym badania mikrotwardości – opisano szerzej w monografii [1]. trudności napotykane w trakcie pomiarów mikrotwardości wynikają między innymi z faktu, że odciski wykonywane w trakcie tej procedury mogą być usytuowane w zaczynie cementowym albo w kruszywie lub w obszarze mikrostruktur o wysokiej porowatości i przez to jednoznacznie nie przyporządkowanym do żadnego z wymienionych dwóch wyżej obszarów. rozwiązanie tego problemu polega na zastosowaniu procedury indentacji wielokrotnej, przedstawionej w pracy [2]. w ramach tej procedury uzyskuje się zbiór wyników pomiarów mikrotwardości, który zawiera podzbiory wyników uzyskanych z indentacji obszarów materiału z założenia istotnie różniących się mikrotwardością. uporządkowanie wyników mikrotwardości w arbitralnie przyjętych wąskich przedziałach wartości tego parametru umożliwia separację wyników pomiarów pochodzących z obszarów różniących się zasadniczo właściwościami mechanicznymi i mających odmienną strukturę. badania przeprowadzone były w sposób następujący: odciski w próbkach wykonano za pomocą standardowego wgłębnika vickersa, w formie piramidki o kącie rozwarcia między przeciwległymi ściankami 136˚. zastosowano przy tym technikę dsi (depth sensing indentation), polegającą na ciągłym pomiarze siły nacisku i przemieszczania wgłębnika w trakcie procesu wciskania go w materiał. siłę nacisku mierzono za pomocą maszyny wytrzymałościowej lloyd ez 50, wyposażonej w głowicę o nośności do 50 n. układ pomiarowy umożliwiał pomiar siły z dokładnością 0,5% wartości przykładanego obciążenia. dzięki zewnętrznemu, dodatkowemu przetwornikowi lvdt możliwy jest pomiar przemieszczenia wgłębnika w badanym materiale, z dokładnością do 1 µm. próbki stosowane do badań metodą indentacji wielokrotnej miały postać prostopadłościanów o wymiarach ścianki poddanej badaniom 30 x 100 i grubości 24 mm. odpowiednio wycięte i wygładzone próbki mocowano na stoliku z możliwością precyzyjnego przesuwu w kierunkach poziomych. w każdej próbce wykonuje się 78 odcisków wgłębnika oddalonych od siebie o 1 mm, w trzech rzędach po 26 odcisków, według jednoznacznie zdefiniowanego schematu położenia tych odcisków względem krawędzi próbki. w związku z tym, obszar próbki poddany procedurze indentacji ma przybliżone wymiary 30 x 24 mm. na rysunku 1 pokazano wzorcowy ślad odcisku wykonany w żywicy epoksydowej o wymiarach 50 x 50 µm mikrometrów oraz ślad stosowanego zestawu odcisków wykonany w betonie zabarwionym niebieskim tuszem dla uzyskania podwyższonego kontrastu granic obszarów: matryca – kruszywo. układ obciążający był sterowany przy użyciu oprogramowania ondio nexygen (lloyd instruments), które umożliwia rejestrację wyników i wyznaczanie mikrotwardości zgodnie ze wzorem: gdzie: p – przyłożone obciążenie, n; φ – 68°, d – średnia długość przekątnej odcisku, m; δ – wielkość zagłębienia, m. wyniki badań mikrotwardości uzyskane z badania próbek kilku specjalnie przygotowanych kompozycji zostały skonfrontowane z rezultatami obserwacji mikroskopowych wykonanych w celu określenia rodzaju materiału, w którym znajdował się konkretny odcisk. analiza tych wyników [3, 4] wykazała, że ok. 40 % zidentyfikowanych odcisków przypada na matrycę cementową, której mikrotwardość zawiera się w przedziale 250÷1250 mpa. jako odciski w kruszywie identyfikowano ok. 55% śladów o mikrotwardości 1000÷5400 mpa. do pięciu procent odcisków w obszarach niezdefiniowanych charakteryzowało się mikrotwardością z przedziału 100÷1100 mpa. na tej podstawie opracowano procedurę obróbki wyników badań indentacji wielokrotnej. analizie podlega zbiór 150 wyników badań. wyniki porządkuje się w układzie histogramu, na którym na osi poziomej zaznacza się 33 przedziały mikrotwardości o szerokości 100 mpa, w układzie rosnącym. na osi pionowej podaje się procentowy odsetek wyników badań przyporządkowany do poszczególnych klas. przykłady histogramów mikrotwardości pokazano na rysunkach 2 i 3. metodą indentacji wielokrotnej można wyznaczyć trzy wymienione niżej parametry badanych struktur: – średnia wartość mikrotwardości matrycy hvm estymowana na podstawie założenia, że uśrednieniu podlegają wyniki pomiarów z przedziału 250>hv≥1250; rys. 1. a) ślad odcisku wgłębnika o wymiarach 50 x 50 mm w materiale modelowym (żywica epoksydowa); b) ścieżka odcisków na powierzchni badanej próbki wykonanych co 1 mm na próbce z betonu. matryca cementowa ciemniejszy kolor, a kruszywo granitowe kolor jaśniejszy. fig. 1. a) the shape of microindenter indentation with dimension of 50x50 mm in the model material (epoxide resin), b) the path of indentations in the sample surface made with the 1 mm step on the concrete. concrete matrix dark and granite aggregate bright a) b) 20 przegląd spawalnictwa 13/2011 – udział obszarów o niskiej zwartości ld wyznaczany jako iloraz sumy odcisków o mikrotwardości z przedziału 0>hv≥250 i sumy odcisków z przedziału 0>hv≥1250; – średnia wartość mikrotwardości kruszywa hvagg estymowana na podstawie założenia, że uśrednieniu podlegają wyniki pomiarów z przedziału 1250>hv≥3000; wyniki uzyskane w badaniach dwóch mieszanek z dodatkiem dwóch różnych rodzajów cementu analizę parametrów charakteryzujących rozkład mikrotwardości przeprowadzono porównując dane uzyskane z badań 10 mieszanek betonów napowietrzonych wykonanych w dwóch seriach. składy tych oraz parametry charakteryzujące strukturę tych mieszanek podano w tablicach i÷iv. w skład mieszanek, oprócz tych, które oznaczono jako h0 i n0 wchodził popiół pozyskany z elektrofiltrów elektrowni bełchatów. popiół ten zawiera ok. 25% cao, co jest wartością przewyższającą poziom dopuszczalny obecnie przez polskie normy dla składników betonu konstrukcyjnego. technologia pozyskania tego surowca do zastosowań inżynieryjnych jest przedmiotem badań. symbol rodzaju popiołu zawiera numer dostawy (pierwsza cyfra) oraz czas mielenia (cyfra po literze p). skład chemiczny popiołu z kolejnych dostaw, użyty w badanych mieszankach różnił się nieznacznie. na rysunkach 4 i 5. przedstawiono histogramy mikrotwardości wymienionych wyżej dwóch serii mieszanek. rys. 2. histogram mikrotwardości i fotografia przykładowej kompozycji betonowej o współczynniku wodnospoiwowym = 0,45, porowatości całkowitej 7,36% i współczynniku rozmieszczenia porów powietrznych 0,16 mm. pory powietrzne zostały zabarwione żywicą epoksydową fig. 2. microhardness histogram and photograph of the sample composition of concrete with a water-welding factor = 0,45, 7,36% of the total porosity and pore distribution factor of 0,16 mm. the pores were stained with an epoxy resin rys. 3. histogram mikrotwardości i mikrofotografia kompozycji betonowej o wodnospoiwowym jak na rysunku 2, lecz o dwukrotnie niższym współczynniku porowatości całkowitej i dwukrotnie wyższym współczynniku rozmieszczenia porów powietrznych fig. 3. microhardness histogram and photograph of the sample composition of concrete with a water-welding factor the same as in the fig. 2, but the lower porosity factor by the twice and twice as high surface pore distribution tablica i. skład i serii mieszanek betonowych o współczynniku w/s = 0,5 table i. composition of i-series of concrete mixes with w/s = 0.5 factor pory powietrzne →→→ 21przegląd spawalnictwa 13/2011 tablica ii. skład ii serii mieszanek betonowych o współczynniku w/s = 0,5 table i. composition of ii-series of concrete mixes with w/s = 0,5 factor tablica iv. wybrane parametry struktury oraz wyznaczone z histogramu dla ii serii mieszanek table iv. selected structure parameters and determined based on histogram of ii-series concrete mixes tablica iii. wybrane parametry struktury oraz wyznaczone z histogramu dla i serii mieszanek table iii. selected structure parameters and determined based on histogram of i-series concrete mixes 22 przegląd spawalnictwa 13/2011 wyniki zamieszczone w tablicach iii i iv. oraz przebieg histogramów mikrotwardości ilustrują znaczące różnice w wartościach parametrów charakteryzujących trwałość badanych kompozycji betonowych. mieszanki oraz parametry których wartość istotnie przekracza poziomy dopuszczalne został wytłuszczone. z danych prezentowanych w tablicach iii i iv wynika że brak jest wyraźnej korelacji pomiędzy średnią mikrotwardością matrycy cementowej a parametrami charakteryzującymi trwałość kompozycji. istotne różnice pomiędzy wynikami zmierzonymi w i i ii serii biorą się głównie z różnych właściwości zastosowanych cementów (klasyczny portlandzki/niskoglinowy). przedstawiona na rysunku 4 mieszanka h0 nie zawiera popiołu wysokowapiennego. charakteryzuje się ona względnie niską wartością porowatości całkowitej i w związku z tym jej krzywej mikrotwardości oznaczona kwadratami nie jest przesunięta w lewo w porównaniu z krzywymi mieszanek h30m i h30s które charakteryzują się wyższą porowatością całkowitą. z kompozycji zawierających popiół wysokowapienny kompozycja h30s, oznaczona trójkątami charakteryzuje się maksymalnym współczynnikiem m28 równym 3,2. mieszanka ta nie charakteryzuje się nieco wyższym od reszty współczynnikiem rozmieszczenia porów rys. 4. histogramy mikrotwardości i serii mieszanek fig. 4. histogram of microhardness for histogram for i-series concrete mixes rys. 5. histogramy mikrotwardości ii serii mieszanek fig. 5. histogram of microhardness for histogram for ii-series concrete mixes (wynosi on 0,19). uwagę zwraca wysoka wartość udziału obszarów o niskiej zwartości ld – 30,4%. parametr ten może zatem służyć do identyfikacji mieszanki o niskiej odporności na agresywne czynniki środowiskowe. mieszanki przedstawione na rysunku 5. charakteryzują się dość wysoką wartością porowatości całkowitej (ok. 5%). wśród nich najwyższą wartość tego parametru (5,99%) oraz najwyższą wartość l–(0,25) charakteryzuje mieszankę n30s. dla tej mieszanki masa złuszczonego materiału w metodzie slab test została oznaczona jako 0,17 kg/m2. udział obszarów o niskiej zwartości ld dla tej mieszanki przyjmuje wartość znacząco wyższą niż dla pozostałych kompozycji. zaprezentowane wyniki badań pozwalają na postawienie następujących konkluzji. biorąc pod uwagę, że wykonywane dotychczas badania odporności betonów na czynniki agresywne przy zastosowaniu pomiarów współczynnika rozmieszczenia porów powietrznych i masy złuszczonego materiału charakteryzują się znaczącymi rozrzutami – wskazane jest dodatkowo wykonywanie badania metodą indentacji wielokrotnej. zwiększenie udział obszarów niskiej zwartości ld w badanej kompozycji o 100% w porównaniu do wyników otrzymywanych dla kompozycji referencyjnych może świadczyć o obniżonej trwałości badanego materiału. literatura [1] glinicki m.a.: trwałość betonu w nawierzchniach drogowych, instytut badawczy dróg i mostów, zeszyt 66, warszawa 2011. [2] sorelli l., constantinides g., ulm f.-j., toutlemonde f.: the nano-mechanical signature of ultra high performance concrete by statistical nanoindentation techniques, cement and concrete research, 38/2008, s. 1447-1456. [3] igarashi s., bentur a., mindess s., microhardness testing of cementitious materials, advanced cement based materials, 4/1996, s. 48-57. [4] kasperkiewicz, j., sobczak m.: o możliwościach oceny wytrzymałości betonu na podstawie badania mikrotwardości, cement-wapno-beton, 3/2004, s. 138-142. badania zaprezentowane w niniejszym artykule były finansowane w ramach programu operacyjnego innowacyjna gospodarka, nr projektu: poig.01.01.02-24-005/09 o nazwie „innowacyjne spoiwa cementowe i betony z wykorzystaniem popiołu lotnego wapiennego”.projekt współfinansowany jest ze środków europejskiego funduszu rozwoju regionalnego. ps 5 2018 www str 37przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 ocena skłonności do pękania gorącego   w warunkach wymuszonych odkształceń   złączy spawanych stopu inconel 617 the assessment of susceptibility to hot cracking under forced deformation conditions in welded joints of inconel 617 alloy mgr inż. natalia konieczna; dr hab. inż. janusz adamiec, prof. pśl – politechnika śląska. autor korespondencyjny/corresponding author: natalia.konieczna@polsl.pl streszczenie rozwój przemysłu energetycznego uwarunkowany jest wie loma czynnikami, do których przede wszystkim należy polityka unii europejskiej zobowiązująca przemysł do obniżenia emisji zanieczyszczeń nox, co2, so2 do atmosfery. podwyższenie parametrów pary jest możliwe dzięki zastosowaniu zaawansowanych materiałów, do których należą stopy niklu. pomimo ich wysokich właściwości mechanicznych w wysokiej temperaturze, stopy niklu należą do materiałów trudnospawalnych ze względu na pojawiające się pęknięcia gorące w spoinie oraz strefie wpływu ciepła. w artykule przedstawiono wyniki badań skłonności stopu niklu inconel 617, któ ry jest przeznaczony na krytyczne elementy kotła energetycznego. badania obejmują próby technologicznego spawania w warunkach wymuszonego odkształcenia w obecności gazu obojętnego elektrodą wolframową. w próbie wyznaczono wielkość odkształcenia oraz próg kruchości wysokotemperaturowej. uzupełnieniem badań była analiza mikrostruktury płyt próbnych z obszaru pęknięcia za pomocą mikroskopu świetlnego oraz elektronowego mikroskopu skaningowego. słowa kluczowe: inconel 617; stopy niklu; próba transvarestraint; pękanie gorące; złącza spawane abstract the development of power industry depends on variety factors, which primarily include european union policy that obliges the industry to reduce emission of nox, co2, so2 to the atmosphere. the increase of steam parameters is possible due to the use of advanced materials, which include nickel alloys. despite their good mechanical properties at high temperatures, nickel alloys are difficult to weld due to the occurrence of hot cracks in the weld and the heat affected zone (haz). the article presents the results of susceptibility to hot cracking of inconel 617 alloy, which is intended for critical elements of power boiler. the investigations include technological welding tests during forced deformations in the presence of inert gas with a tungsten electrode. in transvarestraint test the amount of determination and the high temperature brittleness threshold were determined. additionally, microanalysis tests sheets from cracking area by light microscope (lm) and scanning electron microscope (sem) were done. keywords: inconel 617 alloy; nickel alloys; transvarestraint test; hot cracking; welded joints wstęp rozwój przemysłu energetycznego uwarunkowany jest wieloma czynnikami, do których przede wszystkim należy polityka unii europejskiej, która zobowiązuje przemysł do obniżenia emisji zanieczyszczeń nox, co2, so2. wraz ze wzrostem parametrów termodynamicznych pary, tj. ciśnienia i temperatury zwiększa się sprawność netto bloków energetycznych, a tym samym zmniejsza emisja zanieczyszczeń [1÷3]. wyższe parametry, nadkrytyczne i supernadkrytyczne, są możliwe do osiągnięcia dzięki zastosowaniu zaawansowanych materiałów, do których należą stopy niklu. jednym z nich jest stop inconel 617, który może być wykorzystany natalia konieczna, janusz adamiec przeglad welding technology review na krytyczne elementy kotła pracujące nawet do 720 °c [4,5]. inconel 617 jest stopem z rodziny ni-cr-mo-co o wysokich właściwościach wytrzymałościowych, dobrej odporności korozyjnej oraz odporności na utlenianie wysokotemperaturowe [6]. pomimo jego żarowytrzymałości, stop należy do materiałów trudnospawalnych ze względu na pojawiające się pęknięcia gorące, co dyskwalifikuje złącze do użytkowania. pęknięcia gorące mogą występować w materiale spoiny (pękanie krystalizacyjne) oraz w strefie wpływu ciepła (pękanie likwacyjne). dotychczasowe rozważania dotyczące pękania gorącego materiałów głównie skupiały się na obecności doi: http://dx.doi.org/10.26628/ps.v90i5.894 38 przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 rys. 1. przykładowe widmo promieniowania xrf dla stopu inconel 617 fig. 1. the exemplary xrf spectrum for inconel 617 alloy rys. 2. schemat próby transvarestraint [13] fig. 2. the scheme of transvarestraint test[13] tablica i. skład chemiczny stopu niklu inconel 617, % wag. [12] table i. chemical composition of inconel 617 alloy, % wt. [12] zanieczyszczeń w materiale, do których należy siarka lub fo sfor. tworzyły one niskotopliwe eutektyki, a w efekcie poprzez odkształcenia dochodziło do pękania gorącego [7,8]. rozwój metalurgii skutecznie ograniczył obecność zanieczyszczeń, jednakże zjawisko pękania gorącego jest nadal aktualne, szczególnie dla stopów niklu. prochorow w swoich rozważaniach [9] stwierdził, że pękanie gorące zachodzi w zakresie kruchości wysokotemperaturowej podczas krystalizacji spoiny. zakres kruchości wysokotemperaturowej obejmuje charakterystyczne temperatury, do których zalicza się temperatura utraty wytrzymałości podczas nagrzewania (nst), w której wytrzymałość materiału zmierza do zera, temperaturę utraty plastyczności podczas nagrzewania (ndt), w której plastyczność materiału zmierza do zera oraz temperatura odzyskania plastyczności podczas chłodzenia (drt), w której pojawia się zdolność materiału do odkształcenia plastycznego [7]. udowodniono, że im większa jest różnica między temperaturą utraty wytrzymałości podczas nagrzewania a odzyskaniem plastyczności podczas chłodzenia, tym większa jest skłonność do pękania gorącego stopu [10,11]. celem badań była ocena skłonności do pękania gorącego stopu inconel 617 podczas technologicznej próby transvarestraint w warunkach wymuszonych odkształceń złącza spawanego. materiał i metodyka badań materiałem do badań był stop inconel 617 umacniany roztworowo w postaci blachy o grubości 3 i 5 mm. skład chemiczny stopu inconel 617 w stanie dostawy został zweryfikowany na zgodność z normą asme sb-168:2013 metodą fluorescencji promieniowania rentgenowskiego (xrf) za pomocą urządzenia niton xl2. wyniki wykonanej analizy xrf wraz z normą asme dla blachy o grubości 3 mm zestawiono w tablicy i. natomiast widmo promieniowa xrf dla blachy ze stopu inconel 617 o grubości 3 mm zostało przedstawione na rysunku 1. na podstawie uzyskanych wyników stwierdzono, że badany materiał spełnia wymagania specyfikacji normy asme sb-168:2013. wykonane badania obejmowały technologiczną próbę transvarestraint symulującą spawanie w warunkach wymuszonych odkształceń. próba ta polega na zginaniu płyt próbnych na cylindrycznym bloku matrycowym. proces zginania odbywa się prostopadle do kierunku przetapiania metodą tig stosując gaz osłonowy argon (rys. 2). próby prowadzono na płytach o wymiarach 120 x 90 x 3 mm oraz o grubości 5 mm. proces przetapiania dla płyt o grubości 3 mm prowadzono natężeniem prądu wynoszącym 85 a, a dla 5 mm zastosowano prąd 140 a. prędkość spawania wynosiła 1,2 mm/s. parametry procesu dobrano tak, aby uzyskać pełny przetop. w próbie transvarestraint wyznaczono wielkość odkształcenia rozumianą jako stosunek grubości płyty próbnej do podwojonego promienia krzywizny bloku matrycowego. skład chemiczny stopu inconel 617 wg asme sb-168:2013 ni cr co mo al fe mn si ti cu s b c min. 44,5 20,0 ÷24,0 10,0 ÷15,0 8,0 ÷10,0 0,80 ÷1,50 max. 3,0 max. 1,0 max. 1,0 max. 0,6 max. 0,5 max. 0,015 max. 0,006 0,05 ÷0,15 skład chemiczny stopu inconel 617 wg xrf ni cr co mo al fe mn si ti cu s b c 55,14 21,80 11,52 8,69 – 0,71 – – 0,44 – – – – wielkość odkształcenia podawana jest procentowo. określono także zależność między wielkością odkształcenia a li czbą ujawnionych pęknięć, długością najdłuższego pęknięcia oraz sumą długości pęknięć. w próbie określono również próg kruchości wysokotemperaturowej. uzupełnieniem badań była analiza metalograficzna obszaru pęknięcia prowadzona za pomocą mikroskopu stereoskopowego olympus szx 9 (sm), mikroskopu świetlnego olympus gx-71 (lm) oraz skaningowego mikroskopu elektronowego jeol jcm6000 neoscope ii (sem). przykładowe lica przetopień z ujawnionymi pęknięciami gorącymi przedstawiono na rysunku 3. wyznaczone zależności z wykonanej próby transvarestraint 39przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 rys. 3. lica przetopień blachy ze stopu inconel 617 o grubości 3 mm z widocznymi pęknięciami: a) promień gięcia 38 mm, najdłuższe pęknięcie 3,0 mm, b) promień gięcia 85 mm, najdłuższe pęknięcie 2,5 mm, c) promień gięcia 135 mm, najdłuższe pęknięcie 2,0 mm fig. 3. the weld faces of inconel 617 alloy sheets with a thickness of 3 mm with present cracks: a) bending radius 38 mm, the longest crack 3.0 mm, b) bending radius 85 mm, the longest crack 2.5 mm, c) bending radius 135 mm, the longest crack 2.0 mm rys. 4. zależność odkształcenia od długości najdłuższego pęknięcia, liczby pęknięć i sumy długości pęknięć dla płyt próbnych o grubości 3 mm fig. 4. the relationship between the largest crack of length, cracking numbers and the cracking length sum for test sheets with 3 mm thickness tablica ii. wyniki próby transvarestraint dla stopu inconel 617 table ii. results of transvarestraint test for inconel 617 alloy promień bloku   matrycowego, mm grubość blach, mm odkształcenie, % najdłuższe   pęknięcie, mm liczba pęknięć suma długości   pęknięć, mm 150 3 1,0 0,0 0,0 0,0 135 3 1,1 2,0 3,0 9,8 85 3 1,8 2,5 7,0 12,1 38 3 3,9 3,0 11,0 15,7 17 3 8,8 3,1 15,0 18,7 150 5 1,7 0,0 0,0 0,0 135 5 1,9 2,2 6,0 15,5 110 5 2,3 2,5 9,0 18,3 85 5 2,9 2,9 12,0 25,1 55 5 4,5 3,1 11,0 30,7 38 5 6,6 3,6 15,0 34,5 17 5 14,7 3,9 17,0 37,1 a) b) c) zestawiono w tablicy ii oraz na rysunku 4, natomiast wyniki przeprowadzonej analizy z obszaru pęknięcia przedstawiono na rysunku 5. wyniki i ich dyskusja na podstawie analizy lica wykonanych przetopień (rys. 3) stwierdzono, że wraz ze wzrostem promienia krzywizny bloku matrycowego zmniejsza się długość najdłuższego pęknięcia. dla płyty o grubości 3 mm przy promieniu gięcia wynoszącym 38 mm, pęknięcie ma długość 3 mm (rys. 3a). dla tej samej płyty przy promieniu bloku 85 mm długość najdłuższego pęknięcia wynosi 2,5 mm (rys. 3b), a dla promienia 135 mm pęknięcie jest równie 2 mm (rys. 3c). wyniki przeprowadzonej próby transvarestraint zestawiono w tablicy ii. wykazano, że w warunkach wymuszonych odkształceń złącza spawanego ze stopu inconel 617 wraz ze wzrostem wielkości odkształcenia zwiększa się długość najdłuższego pęknięcia, liczba pęknięć oraz suma długości pęknięć dla płyt próbnych o grubości 3 i 5 mm. przykładowe zależności dla płyty o grubości 3 mm przedstawiono graficznie na rysunku 4. dla badanego materiału na podstawie otrzymanych wyników próby transvarestraint określono próg kruchości wysokotemperaturowej. dla blachy o grubości 3 mm próg wynosi 1%, natomiast dla blachy o grubości 5 mm 1,7% (tabl. ii). na podstawie przeprowadzonych badań metalograficznych stwierdzono, że pęknięcia gorące rozwijały się prostopadle do linii wtopienia po granicach kryształów (rys. 5a). na podstawie wyników badań przeprowadzonych za pomocą skaningowego mikroskopu elektronowego z przełomu pęknięcia (rys. 5b), stwierdzono, że pęknięcia tworzą się międzykrystalicznie po granicach dendrytów. pęknięcia gorące powstały w zakresie kruchości wysokotemperaturowej (zkw), co potwierdzają powierzchnie dendrytów wraz z odkształconymi i zerwanymi mostkami pomiędzy nimi (rys. 5c). 40 przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 literatura [1] hernas a., dobrzański j., pasternak j., fudali s.: charakterystyki nowej generacji materiałów dla energetyki, wydawnictwo politechniki śląskiej, gliwice, 2015. [2] adamiec j.: własności korozyjne napawanych warstw na elementach kotłów do spalania biomasy i odpadów komunalnych, w: procesy niszczenia oraz powłoki ochronne stosowane w energetyce, s. 201-218, słok k/ bechłatowa,12-13 marca 2015. [3] stewart c.: nickel – based super alloys, pp. 1-9, insg insight, nr 20, 2013. [4] klöwer j., husemann r. u., bader m.: development of nickel alloys based on alloy 617 for components in 700 °c power plants, procedia engineering, nr 55, pp. 226-331, 2013. [5] liu w., lu f., yang r., tang x., cui h.: gleeble simulation of the haz in inconel 617 welding, journal materials processing technology, 225, pp. 221-228, 2015. [6] pavan a.h.v., vikrant k.s.n., ravibharath r., singh k.: development and evaluation of sus 304h – in 617 welds for advanced ultra supercritical boiler application, materials science & engineering, 642, pp. 32-41, 2015. wnioski  na podstawie przeprowadzonych badań i analizy wyników sformułowano następujące wnioski: 1. dostarczony materiał w postaci blach o grubości 3 i 5 mm ze stopu inconel 617 spełnia wymagania specyfikacji normy asme sb-168:2013 o dopuszczalnej procentowej zawartości pierwiastków. 2. na podstawie przeprowadzonej próby transvarestraint w warunkach wymuszonych odkształceń złącza ze stopu inconel 617 stwierdzono, że wraz ze wzrostem wielkości odkształcenia zwiększa się liczba pęknięć, długość najdłuższego pęknięcia i suma długości pęknięć. wykazano, że wraz ze wzrostem promienia bloku matrycowego zmniejsza się długość najdłuższego pęknięcia w płycie próbnej. najdłuższe pęknięcie dla blachy o grubości 3 mm wynosiło 3 mm (promień bloku matrycowego r = 17 mm), a dla grubości 5 mm było równe 3,9 mm (promień bloku matrycowego r = 17 mm). suma długości pęknięć dla płyty próbnej o grubości 3 mm dla tego samego promienia bloku wynosi 18,7 mm, a dla blachy o grubości 5 mm suma długości pęknięć była prawie dwukrotnie większa i wynosiła 37,1 mm. wyznaczony próg kruchości dla blachy o grubości 3 mm jest równy 1%, natomiast dla blachy o grubości 5 mm 1,7%. 3. stwierdzono, że ujawnione pęknięcia w próbie transvarestraint są pęknięciami gorącymi, które tworzą się prostopadle do linii wtopienia po granicy narastających kryształów kolumnowych (międzykrystalicznie). pęknięcia gorące powstały w zakresie kruchości wysokotemperaturowej, o czym świadczą odkształcone i zerwane mostki pomiędzy kryształami w spoinie. zerwanie mostków następuje wskutek braku zdolności dendrytów do przenoszenia odkształceń w trakcie krystalizacji spoiny, tj. w obszarze współistnienia fazy stałej i ciekłej. potwierdzonym w badaniach efektem końcowym kruchości wysokotemperaturowej są naderwania struktury stopu inconel 617. [7] tasak e.: metalurgia spawania, wydawnictwo jak, kraków 2008. [8] tasak e., ziewiec a.: pękanie spoin w procesie krzepnięcia, przegląd spawalnictwa, nr 1, s. 14-18, 2007. [9] prokhorov n.n.: russian castings production 2, 1962. [10] lancaster j.f.: the metallurgy of welding, brazing and soldering, george allen& unwin ltd, london 1965. [11] dupont j., lippold j., kiser s.: welding metallurgy and weldability of nickel-base alloys, john wiley & sons, new york, 2009. [12] norma asme sb-168:2013: specification for nickel-chromium-iron alloys (uns n06600, n06601, n06603, n06690, n06693, n06025, and n06045) and nickel-chromium-cobalt-molybdenum alloy (uns n06617) plate, sheet and strip. [13] adamiec j.: spawalność odlewniczych stopów magnezu, wydawnictwo politechniki śląskiej, gliwice 2010. rys. 5. struktura przetopienia po próbie transvarestraint: a) ujawnione pęknięcia na przekroju poprzecznym; b) powierzchnia przełomu, widoczne pęknięcia po graniach krystalitów; c) powierzchnia pęknięcia, zerwane mostki między dendrytami fig. 5. the structure of remelting after transvarestraint test: a) discovered cracks in the cross-section; b) the face of remelting; c) cracking surface b) c) 500 µm   a) ps 4 2016 www hr.pdf 66 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 4/2016 badania skłonności do pęknięć gorących metodą blanchet’a evaluation of hot crack susceptibility by the blanchet method streszczenie w artykule przedstawiono wyniki oceny skłonności do pęknięć gorących dwóch stopów niklu 600 i 617. próby przeprowadzono na blachach cienkich (1 mm) wykorzystując metodę blanchet’a. uzyskane wyniki wskazują na skłonność badanych materiałów do pęknięć gorących przy określonym stopniu odkształceń i naprężeń. pęknięcia zlokalizowane są w obszarze stało-ciekłym. nie zaobserwowano ich występowania w dalszej części spoiny. słowa kluczowe: stopy niklu; pęknięcia gorące; spawanie abstract the paper shows the results of hot crack susceptibility tests of 600 and 617 nickel alloys. the thin plates (1 mm) in the blanchet method were used for tests. the increase of hot crack susceptibility of tested alloys with strain and stress is obtained in the mushy zone (s+l). in the other areas of weld metal the cracks were not observed. keywords: nickiel alloys; hot crack; welding wstęp wymagania pracy urządzeń w podwyższonej temperaturze i korozyjnym środowisku stawiają inżynierom-konstruktorom i technologom zadanie doboru materiałów inżynierskich wykazujących wysokie właściwości mechaniczne. takie wymagania spełniają m.in. stale austenityczne i stopy na osnowie niklu, co powoduje, że są one stosowane w przemyśle lotniczym, kosmicznym, chemicznym oraz energetyce [1÷4]. szczególne zainteresowanie stopami niklu wynika z ich unikalnych właściwości związanych z zachowaniem wysokiej wytrzymałości i odporności na pełzanie w wysokiej temperaturze (nawet do 1100 °c) oraz odporności na korozję w agresywnych środowiskach chlorków, związków siarki i azotu, czy fluoru [4,5]. w pracy przedstawiono ocenę skłonności do pęknięć gorących wybranych stopów niklu. w celu przeprowadzenia oceny skłonności do pęknięć gorących wybranych stopów niklu opracowano program badań obejmujący: ocenę składu chemicznego z wykorzystaniem spektrometrii iskrowej, ocenę mikrostruktury z wykorzystaniem mikroskopii świetlnej i przeprowadzenie oceny skłonności do pęknięć gorących blach cienkich (1 mm) w próbie blanchet’a. materiał do badań do badań użyto dwóch stopów niklu utwardzanych roztworowo o oznaczeniach 600 i 617, których skład chemiczny zawarto w tabeli i. szczegółowy skład chemiczny zawierający również mikrododatki stopowe wskazano wg danych materiałowych bibus metals. dodatkowo wykonano badanie przy użyciu spektrometru xrf, które wykazało obecność jedynie czterech głównych pierwiastków stopowych. wyniki lechosław tuz, krzysztof pańcikiewicz, janusz adamiec pierwiastek  stopowy 600 617 wg. bibus  metals spektrometr  xrf wg. bibus  metals spektrometr  xrf al max 0,3 0,8-1,5 b max 0,006 max 0,006 c 0,05-0,15 0,05-0,15 co 10-15 11 cr 14-17 16,2 20-24 23,9 cu max 0,1/0,5 max 0,5 fe 6-10 10 max 3,0 1 mn max 1 max 1,0 mo 8-10 8,5 ni min 72 73,4 min 44,5 55,4 p max 0,015 s max 0,002 (15) max 0,015 si max 0,2/0,5 max 1,0 ti max 0,3 0,3 max 0,6 tablica i. skład chemiczny stopu 600 i 617 wg danych bibus metals, % wag table  i. chemical composition of 600 and 617 nickel alloys acc. to bibus metals data, wt. % dr inż. lechosław tuz; mgr inż. krzysztof pańcikiewicz – agh akademia górniczo-hutnicza w krakowie; dr hab. inż. janusz  adamiec, prof. pśl – politechnika śląska. autor korespondencyjny/corresponding author: ltuz@agh.edu.pl przeglad welding technology review 67przegląd  spawalnictwa       vol. 88 4/2016 pomiaru wskazują zgodność składu chemicznego w obszarze tych pierwiastków z danymi producenta. próbki do oceny skłonności do pęknięć gorących wycinano z blach o grubości 1 mm. wykorzystane do badań stopy niklu są stopami wieloskładnikowymi różniącymi się zawartością głównych pierwiastków stopowych tzn. niklu, kobaltu, chromu i molibdenu. stop 600 to stop o dużej zawartości niklu, który zapewnia wysoką odporność stopu na korozję w środowisku bogatym w elementy zarówno organiczne jak i nieorganiczne, jak również na korozję naprężeniową. chrom powoduje poprawę odporności na korozję w podwyższonej temperaturze (tworzy się warstwa tlenków), jak również chroni go przed negatywnym działaniem siarki. jego obecność sprzyja formowaniu się węglików m7c3,a w połączeniu z molibdenem m23c6, powodujących poprawę właściwości mechanicznych stopu, gdyż nie tworzą ciągłej siatki po granicach ziarn. w stopie 617, obniżono zawartość niklu, zwiększając zawartość chromu i wprowadzając dodatek kobaltu. chrom i aluminium w tym stopie powodują wzrost odporności na utlenianie i nawęglanie w podwyższonej temperaturze tworząc warstwę ochronną na powierzchni (cr2o3, al2o3) i zapobiegają wnikaniu tlenu w materiał, a dodatek molibdenu pozwala na stosowanie go w środowisku wilgotnym. połączenie molibdenu i kobaltu powoduje roztworowy charakter umacniania stopu. ocena makro- i mikrostruktury ocenę makrostruktury przeprowadzono na zgładach metalograficznych blach o grubości 5 mm, które poddano działaniu spawalniczego cyklu cieplnego. próby spawania przeprowadzono metodą tig stosując argon jako gaz osłonowy. przeprowadzone próby miały wskazać kształt wtopienia i jego głębokość przy różnych wartościach natężenia prądu. próby te były niezbędne dla doboru parametrów spawania podczas wykonywania prób oceny skłonności do pęknięć gorących. na rysunku 1 przedstawiono kształt wtopienia i wyniki pomiarów szerokości lica i głębokości wtopienia przy różnej wartości natężenia prądu. widoczny jest znaczny wzrost szerokości lica, a jedynie nieznaczny wzrost głębokości wtopienia wraz ze wzrostem natężenia prądu. wynika to z niskiej przewodności cieplnej stopu i dużej gęstopłynności ciekłego metalu. duża gęstopłynność utrudnia nagrzewanie metalu przy dnie jeziorka spawalniczego przez ograniczoną cyrkulację ciekłego metalu. ujawnione próby wykazują jednoznacznie, że dla materiałów o grubości powyżej 2÷3 mm należy stosować spawanie wielościegowe z ukosowaniem brzegów lub skoncentrowane źródła ciepła. rys. 1. makrostruktury wtopień. wpływ natężenia prądu spawania na kształt wtopienia stopu 600 i 617 fig. 1. macrostructure of melted metal. influence of welding current on the shape of melted metal of 600 and 617 nickel alloys głębokość wtopienia:  1 mm szerokość lica: 4,5 mm głębokość wtopienia:  1,5 mm szerokość lica: 5 mm głębokość wtopienia:  1,5 mm szerokość lica: 8 mm głębokość wtopienia:  2 mm szerokość lica: 9 mm stop 600 stop 617 głębokość wtopienia:  0,7 mm szerokość lica: 4 mm głębokość wtopienia:  1 mm szerokość lica: 5,5 mm głębokość wtopienia:  1 mm szerokość lica: 8 mm głębokość wtopienia:  1,5 mm szerokość lica: 10 mm stop 617 materiał rodzimy stop 600 strefa wpływu ciepła spoina rys. 2. mikrostruktura stopów 600 i 617 w charakterystycznych obszarach złącza spawanego fig. 2. microstructure of 600 and 617 nickel alloys in the specific areas of welded joint ocena skłonności do pęknięć gorących metoda blanchet’a stosowana jest do oceny skłonności do pęknięć gorących blach cienkich. wykorzystywane są próbki kołowe mocowane sztywno w specjalnym uchwycie. zadawane jest początkowe odkształcenie (naprężenie) kulistym trzpieniem, którego miarą jest wygięcie wstępne (strzałka wygięcia), a następnie prowadzony jest proces pierścieniowego napawania lub przetapiania materiału rodzimego o minimalnej średnicy 60 mm. uzyskany stan naprężeń odpowiada modelowi wytrzymałościowemu płyty utwierdzonej na obwodzie na którą działa siła skupiona f. wadą próby jest zmienny stan naprężeń, tzn. wstępny stan naprężeń nie jest ściśle określony i zmienia się podczas spawania. wstępne naprężenie można wyznaczyć ze wzoru (1).   (1) gdzie: b – średnica trzpienia stykającego się z powierzchnią blachy, mm; a – średnica próbki liczona od krawędzi zamocowania, mm; f – siła skupiona, n; g – grubość blachy, mm. miarą odporności na pękanie gorące jest wartość strzałki wstępnego wygięcia próbki, przy której podczas spawania pojawiają się pęknięcia. schemat prowadzenia badania przedstawiono na rysunku 3. próby przeprowadzono z wykorzystaniem specjalnego przyrządu do oceny skłonności do pęknięć gorących metodą blancheta zamontowanego na obrotniku spawalniczym. próbki o średnicy 136 mm pobrane z blach o grubości 1 mm przetapiano łukiem elektrycznym metodą tig w osłonie gazów ochronnych. stałymi parametrami procesu spawania było natężenie wypływu gazu ochronnego 12 l/min (argon 4,8), natężenie prądu spawania 50 a, napięcie łuku (ok. 23 v) i długość łuku ok. 1,5 mm. zmiennym parametrem w próbie była prędkość liniowa spawania ustalana na obrotniku. zestawienie wyników próby zamieszczono rysunkach 4 i 5. przeprowadzone próby pozwoliły na wyznaczenie obszaru parametrów spawania i dopuszczalnego odkształcenia (naprężenia) materiału rodzimego dla którego nie występują pęknięcia gorące. w stopie 600 nie stwierdzono występowania pęknięć gorących. dodatkowo, dla uzyskanych wyników opracowano wskaźnik pękania (w). wartość wskaźnika ustalono w następujący sposób: – w = 1 dla próbki bez pęknięć, – dla próbki z pęknięciem z zakresu od 0° do 360°, gdzie: α – długość kątowa pęknięcia, – w = 3 dla próbki z pęknięciem na całym obwodzie koła. 68 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 4/2016 zastosowanie wskaźnika pękania pozwoliło na wyznaczenie obszarów bez pęknięć, z krótkimi pęknięciami i pęknięciami kołowymi. pęknięć kołowych dla stopu 600 i 617 nie obserwowano, ponieważ próbka podczas zadawania zbyt dużych wartości wygięcia wstępnego (naprężenia i dokształcenia) ulegała pofalowaniu. wyniki w formie wykresów przedstawiono na rysunku 5. rys. 3. schemat prowadzenia prób oceny skłonności do pęknięć gorących metodą blancheta fig. 3. scheme of hot crack susceptibility evaluation by the blanchet method rys. 4. wyniki pomiarów skłonności do pęknięć gorących metodą blancheta stopu a) 600 – brak pęknięć, b) 617. obszar powyżej krzywej łamanej – obszar skłonności do pęknięć gorących fig. 4. hot crack susceptibility results received by blanchet method for: a) 600 alloy (lack of cracks), b) 617 alloy. hot cracking in the area over the line rys. 5. zależność wskaźnika pękania od strzałki wygięcia (naprężenia) dla stopu a) 600, b) 617 fig. 5. the cracing ratio in the function of deflection (stress) for: a) 600 alloy, b) 617 alloy literatura [1] song k.h., nakata k.: effect of precipitation on post-heat-treated inconel 625 alloy after friction stir welding, materials and design, 31 (2010), s. 2942÷2947. [2] yenia c., koc-akb m.: fracture analysis of laser beam welded superalloys inconel 718 and 625 using the fitnet procedure, international journal of pressure vessels and piping, 85 (2008), s. 532÷539. [3] yilbas b.s., akhtar s.s., karatas c.: laser surface treatment of inconel 718 alloy:thermal stress analysis, optics and lasers in engineering, 48 (2010), s. 740÷749. [4] pakieła z.: microstructure and mechanical properties of inconel 625 superalloy, obróbka plastyczna metali, t. xxi, 3 (2010), s. 143÷154. [5] huang c.a., wang t.h.,. han w.c, lee c.h.: a study of the galvanic corrosion behavior of inconel 718 after electron beam welding, materials chemistry and physics, 104 (2007), s. 293÷300. [6] tasak e., ziewiec a.: spawalność materiałów konstrukcyjnych tom 1 spawalność stali, wydawnictwo jak, kraków 2009. podsumowanie przeprowadzona analiza skłonności do pęknięć gorących stopów niklu typu 600 i 617 wykazała, że charakteryzują się one znaczną skłonnością do pęknięć gorących podczas spawania w warunkach dużych naprężeń: – dla stopu 617 wyznaczono obszary w funkcji odkształcenia i prędkości spawania, w których pęknięcia występują. nie uzyskano pęknięć na całym obwodzie wtopienia, ponieważ obszar występowania tego typu pęknięć znajduje się poza zakresem pomiarowym przyrządu. – ze wzrostem odkształcenia zaobserwowano wzrost skłonności do pęknięć gorących badanych stopów. pęknięcia powstają w obszarze stało-ciekłym, w którym następuje wzrost dendrytów w cieczy metalicznej. obecność ciekłego metalu pomiędzy dendrytami powoduje obniżenie plastyczności i wytrzymałości metalu będącego już w stanie stałym. publikacja.powstała.w.ramach.pracy.statutowej.11 .11 .110 .299 01 ps 6 2018 grzes jakubowski 24 przegląd  spawalnictwa vol. 90 6/2018 aspekty strukturalne różnorodnych złączy spawanych  ze stali super 304h i t91 structural aspects of heterogeneous welded joints made of super 304h and t91 steel mgr inż. klaudia klimaszewska; dr hab.  inż. jacek słania, prof. pcz; dr  inż. paweł wieczorek; dr hab.  inż. grzegorz  golański, prof. pcz – politechnika częstochowska; dr inż. paweł urbańczyk – urząd dozoru technicznego. autor korespondencyjny/corresponding author: klaudia.klima93@gmail.com streszczenie w pracy przedstawiono wyniki badań makroi mikroskopowych różnorodnych złączy spawanych ze stali super 304h i t91, wykonane metodą 141 (tig) w pozycji pf. materiałem dodatkowym był pręt lity metrode epri p87. badaniom metalograficznym poddano złącze po spawaniu (s1) i po obróbce cieplnej (s2), która została dobrana pod kątem składu chemicznego stali t91 i polegała na wyżarzaniu odprężającym w temperaturze 760 °c w czasie wygrzewania 2 godziny. proces spawania, jak i obróbka cieplna w obszarze strefy wpływu ciepła (swc) w przypadku stali super 304h przyczyniły się do powstania procesów wydzieleniowych głównie na granicach ziaren. w swc stali t91 zabiegi te spowodowały powstanie gruboziarnistej i zdegradowanej struktury martenzytycznej z licznymi wydzieleniami o zróżnicowanej morfologii. słowa kluczowe: złącze różnorodne; obróbka cieplna; stal super 304h abstract the paper presents the results of macroand microscopic tests of heterogeneous welded joints made of super 304h steel and t91 steel. the examined welded joints were made with the 141 (tig) method in the pf welding position, using a metrode epri p87 wire as the additional material. the tests were performed on the joint after welding and after heat treatment which consisted in the stress relief annealing at the temperature of 760 °c and soaking time of 2 hours. the investigated joints were marked respectively: s1 (the joint without heat treatment) and s2 (the joint after heat treatment). the process of welding, as well as the heat treatment in the area of the heat-affected zone (haz) in the case of super 304h steel contributed to the precipitation processes mostly on the boundaries of grains. in the haz of t91 steel these processes caused the development of a degraded martensitic structure with numerous precipitates of diverse morphology. keywords: heterogeneous joint; heat treatment; super 304h steel wstęp w europie, a szczególnie w krajach unii europejskiej od lat obserwuje się silną tendencję do podwyższania temperatury i ciśnienia pary w modernizowanych i nowo projektowanych blokach energetycznych, zwłaszcza tych opalanych węglem. podwyższenie parametrów pracy ma przede wszystkim na celu zwiększenie wydajności i sprawności kotłów grzewczych oraz redukcję szkodliwych substancji emitowanych do atmosfery (głównie co2 oraz tlenków siarki i azotu). dlatego też od materiałów stosowanych na konstrukcje energetyczne wymaga się zdolności przenoszenia obciążeń eksploatacyjnych w czasie długotrwałej pracy w temperaturze 580÷620 °c i przy ciśnieniu min. 28,5 mpa [1]. postęp w rozwoju oraz opracowaniu i weryfikacji materiałów stosowanych na konstrukcje energetyczne objął w pierwszej kolejności wysokochromowe stale martenzytyczne oraz żarowytrzymałe stale austenityczne. w ostatnich latach pojawiły klaudia klimaszewska, jacek słania, paweł wieczorek, paweł urbańczyk, grzegorz golański przeglad welding technology review się na rynku nowoczesne stale dla energetyki – w tym stal martenzytyczna x10crmovnb9-1 (t/p91) oraz austenityczna x10crnicunb18-9-3 (super 304h). stal t/p91 została opracowana w wyniku modyfikacji składu chemicznego stali p9, która obejmowała przede wszystkim wprowadzenie dodatków: nb, v i n. obecność tych pierwiastków zapewnia wzrost właściwości wytrzymałościowych oraz odporności na pełzanie. z kolei stal super 304h została wprowadzona na rynek w wyniku modyfikacji składu chemicznego stali 304h, polegająca na wzbogaceniu jej składu poprzez dodatek cu, nb oraz n. zastosowanie żarowytrzymałych materiałów konstrukcyjnych o różnej osnowie wiąże się z koniecznością użytkowania złączy różnorodnych, które ze względu na stabilność struktury uznawane są za najbardziej krytyczne w konstrukcji kotła. najczęstszymi problemami spotykanymi w przypadku użytkowania w instalacjach energetycznych tych złączy są doi: http://dx.doi.org/10.26628/ps.v90i6.929 25przegląd  spawalnictwa vol. 90 6/2018 rys. 1. makroskopowy przekrój złącza: a) s1, b) s2, pow. ~4x fig. 1. microscopic pictures of the welded joints: a) s1, b) s2, mag. ~4x tablica i. skład chemiczny stali super 304h, % masy table i. the chemical composition of super 304h steel, % mass tablica ii. skład chemiczny stali t91, % masy table ii. the chemical composition of t91 steel, % mass tablica  iii. skład chemiczny materiału dodatkowego – pręt epri p87, % masy [4] table  iii. the chemical composition of welding consumables, % mass [4] m.in. nierównomierny rozkład naprężeń cieplnych spowodowany energią liniową oraz powstanie strefy odwęglonej wzdłuż linii wtopienia [2]. celem ograniczenia występowania powyższych zjawisk opracowano nowy materiał dodatkowy o nazwie epri p87. spoiwo to charakteryzuje się: współczynnikiem rozszerzalności cieplnej porównywalnym do wartości odpowiadającej współczynnikom stali 10h2m czy p91/p92. ponadto znacznie ograniczona została tendencja do migracji węgla i powstaniu strefy odwęglonej dzięki obniżeniu zawartości chromu do wartości ok. 9% [2]. celem badań była analiza mikrostruktury różnorodnych złączy spawanych stali austenitycznej super 304h i martenzytycznej t91 po spawaniu i po obróbce cieplnej. materiał i metodyka badań złącza spawane wykonano na rurze o średnicy ø51 mm i grubości ścianki 10 mm, które przygotowano do procesu spawania poprzez ukosowanie na v z progiem technologicznym 1 mm. tak przygotowane materiały połączono metodą 141 (tig) w pozycji pf. materiałem dodatkowym był pręt lity metrode epri p87 dobrany pod kątem składu chemicznego stali austenitycznej. w czasie spawania jako gaz osłonowy użytkowano argon i1 wg [3] (natężenie przepływu od 8 do 12 l/min) i formujący (natężenie przepływu od 4 do 6 l/min). spawane materiały zostały wstępnie podgrzane w zakresie temperatury 80÷120 °c. natężenie prądu spawania wynosiło od 75 do 95 a. skład chemiczny spawanych stali, określony za pomocą spektrometru iskrowego spectrolab k2 przedstawiono w tablicach i i ii. natomiast w tablicy iii zestawiono wymagany skład chemiczny zastosowanego pręta spawalniczego – materiału dodatkowego. badaniom poddano złącze spawane (oznaczone jako s1) oraz złącze spawane po obróbce cieplnej, tj. wyżarzaniu w temperaturze 760 °c w czasie wygrzewania 2h (oznaczone jako s2). zakres przeprowadzonych badań obejmował: 1. badania nieniszczące – wizualne (vt), penetracyjne (pt) oraz radiograficzne (rt) zgodnie z [5]; 2. obserwacje makroskopowe zgodnie z [6]; 3. badania mikroskopowe przeprowadzone zgodnie z [6] przy pomocy mikroskopu świetlnego axiovert 25 (om) oraz skaningowego mikroskopu elektronowego jeol 6610lv (sem). ze względu na zróżnicowany skład chemiczny spawanych stali, w celu ujawnienia struktury zastosowano następujące odczynniki trawiące: chlorek żelaza – dla stali t91 oraz mi19fe – dla stali super 304h i spoiny. badania i ich analiza  makroanaliza badanych złączy makroskopowy obraz połączeń spawanych przedstawiono na rysunku 1. wyniki badań nieniszczących oraz obserwacje makroskopowe na przekrojach badanych złączy wykazały prawidłową ich budowę i nie ujawniły żadnych niezgodności spawalniczych przekraczających poziom jakości „b” zgodnie z [7]. c si mn p s cr cu nb ni mo ce 0,08 0,26 0,72 0,018 0,006 17,94 3,07 0,42 9,98 0,22 4,70 c si mn p s cr mo v nb n ce 0,10 0,40 0,46 0,016 0,008 8,72 0,96 0,21 0,07 0,14 2,15 c si mn mo cr fe nb ni 0,11 0,16 1,55 2,02 8,25 38,8 1,09 reszta mikrostruktura stali super 304h po spawaniu  i obróbce cieplnej materiał rodzimy – stal super 304h (rys. 2) – charakteryzował się drobnoziarnistą strukturą austenityczną z widocznymi bliźniakami wyżarzania. wielkość ziarna austenitu w tych stalach określono na 8/9 (złącze s1) oraz 9 (złącze s2) wg skali wzorców astm. w mikrostrukturze badanych stali obserwowano liczne wydzielenia, które miejscami ułożone były pasmowo. dane literaturowe [8÷10] wskazują, że tego typu wydzieleniami są węgliki pierwotne nbc, które głównie odpowiadają za ograniczanie wydzielania się węglików m23c6 oraz hamują nadmierny rozrost ziarna. obserwacje mikrostruktury badanej stali w pobliżu linii wtopienia swc ujawniły gruboziarnistą strukturę austenitu o wielkości ziarna wg skali wzorców astm wynoszącej 2/3 w złączu s1 (rys. 3) i 2/4 w złączu s2 (rys. 4). w obszarze tym zarówno wewnątrz ziaren, jak i na granicach ziaren obserwowano liczne eutektyki węglikowe. oddziaływanie ciepła w wyniku spawania skutkowało rozpuszczeniem się w osno wie węglików pierwotnych nbc, które w wyniku szybkiej a) b) 26 przegląd  spawalnictwa vol. 90 6/2018 krystalizacji wydzielają się ponownie w postaci eutektyki węglikowej, bądź fazy międzymetalicznej [11]. powstanie eutektyk węglikowych w stalach austenitycznych powodować może zwiększenie skłonności złączy tych stali do pęknięć gorących. obróbka cieplna po spawaniu (złącze s2) przyczyniła się do procesów wydzieleniowych, głównie na granicach ziaren. według [8÷10,12] w żarowytrzymałych stalach austenitycznych pierwszymi wydzieleniami pojawiającymi się w strukturze są węgliki m23c6. wydzielanie się węglików m23c6 na granicach w stalach austenitycznych mogą być przyczyną wzrostu skłonności tych stali do uczulenia – korozji międzykrystalicznej. obróbka cieplna po spawaniu oprócz procesów wydzieleniowych na granicach może przyczynić się do wydzielenia faz wtórnych wewnątrz ziaren – ε_cu i mx [13]. mikrostruktura stali t91 po spawaniu i obróbce cieplnej materiał rodzimy od strony stali t91 (rys. 5) charakteryzuje się widoczną listwową strukturą martenzytu odpuszczonego z licznymi wydzieleniami o zróżnicowanej morfologii. liczne wydzielenia obserwowano zarówno na granicach rys. 3. struktura stali super 304h (złącze s1) – swc – obszar w pobliżu linii wtopienia fig. 3. structure of super 304h steel (welded joint s1) – haz – near the fusion line 30 μm rys. 4. struktura stali super 304h (złącze s2) – swc – obszar w pobliżu linii wtopienia fig. 4. structure of super 304h steel (welded joint s2) – haz – near the fusion line 30 μm rys. 2. struktura stali super 304h (złącza s1 i s2) – materiał rodzimy fig. 2. structure of super 304h steel (welded joint s1 i s2) – base material 10 μm 27przegląd  spawalnictwa vol. 90 6/2018 ziaren byłego austenitu, jak i granicach listew – węgliki m23c6 oraz wewnątrz listew martenzytu – wydzielenia typu mx (nbc, vx) [8]. w mikrostrukturze swc stali t91 od strony linii wtopienia (rys. 6, 7) można zasadniczo wyróżnić dwa obszary. w pobliżu linii wtopienia widoczny był obszar swc o strukturze gruboziarnistej z pojedynczymi wydzieleniami o zróżnicowanej wielkości (rys. 6). obróbka cieplna po spawaniu skutkuje procesami wydzieleniowymi, które obserwowano na granicach ziaren byłego austenitu, na granicach listew oraz wewnątrz ziaren. miejscami ilości wydzieleń na granicach ziaren byłego austenitu była tak duża, że tworzyły tzw. „ciągłą siatkę”. w pobliżu linii wtopienia obserwuje się węgliki wydzielone równolegle do linii wtopienia (rys. 7). ten układ wydzieleń w pobliżu linii wtopienia nazywany była i rodzajem i dominuje w spoinach wykonanych materiałem dodatkowym na bazie niklu [14]. drugim wyróżniającym się obszarem swc stali t91 jest strefa normalizowania, która charakteryzuje się drobnoziarnistą strukturą. strefa ta jest oddalona o ok. 2÷3 mm od linii wtopienia. w tym obszarze stwierdzono znaczny stopień degradacji mikrostruktury, gdzie obserwowano praktycznie zanik struktury listwowej martenzytu na rzecz ferrytu z licznymi wydzieleniami. zaawansowany stopień degradacji mikrostruktury tego obszaru związany jest z jego kilkukrotnym wyżarzaniem. zdegradowana mikrostruktura stali t91 w tej strefie może przyczynić się do szybszego uszkodzenia tego obszaru złącza spawanego w czasie eksploatacji, co nazywa się uszkodzeniem iv rodzaju [15]. rys. 5. struktura stali t91 (złącza s1 i s2) – materiał rodzimy fig. 5. structure of t91 steel (welded joint s1 i s2) – base material 10 μm rys. 6. struktura stali t91 (złącze s1) – swc – obszar w pobliżu linii wtopienia fig. 6. structure of t91 steel (welded joint s1) – haz – near the fusion line 30 μm rys. 7. struktura stali t91 (złącze s2) – swc – obszar w pobliżu linii wtopienia fig. 7. structure of t91 steel (welded joint s2) – haz – near the fusion line 30 μm 28 przegląd  spawalnictwa vol. 90 6/2018 obróbka cieplna zastosowana w przypadku złącza s2 jest nieodzowna dla stali martenzytycznych typu 9÷12% cr stosowanych w energetyce. znaczna ilość wydzielonego ciepła podczas spawania stali t91 powoduje powstanie w swc tzw. „świeżego martenzytu”. struktura ta charakteryzuje się niską ciągliwością oraz twardością powyżej granicznej wartości tj. 350 hv. w związku z tym niezbędna jest obróbka cieplna po spawaniu w temp. 740÷780 °c i czasie wygrzewania 2 godziny [16]. zastosowanie obróbki cieplnej po spawaniu – wyżarzania odprężającego skutkuje w stali t91 względnie intensywnym procesem wydzieleniowym oraz koagulacją cząstek, w obszarze normalizacji i niepełnej normalizacji. obróbka cieplna po spawaniu powoduje również obniżenie poziomu naprężeń w obszarze złącza spawanego oraz podwyższa jego stabliność cieplną. rys. 8. obszar w pobliżu linii wtopienia od strony stali: a) super 304h, b) t91 fig. 8. structure near the fusion area: a) super 304h, b) t91 obszar spoiny analizie mikrostrukturalnej poddano także obszar spoiny (rys. 8), gdzie zaobserwowano dendrytyczny charakter spoiny powstały jako efekt krystalizacji ciekłego jeziorka. obserwacje w badanym przekroju spoiny ujawniły miejsca częściowo wymieszane i niewymieszane, czego efektem było powstanie charakterystycznych wysepek zwanych „języczkami nernsta”. ich występowanie spowodowane jest obecnością podczas spawania w jeziorku nieruchomej warstwy cieczy (tzw. warstwy nernsta), przyległej do linii wtopienia [11]. efekty te obserwowano zarówno od strony stali t91, jak i od strony stali super 304h. literatura [1] zalecki w., wrożyna a., zieliński a.: analiza zmian mikrostruktury stali dla energetyki poddanych cyklicznym zmianom temperatury i/lub obciążenia przy wykorzystaniu możliwości nowoczesnego dylatometru odkształceniowego, prace instytutu metalurgii żelaza, 69, 2017, s. 45-54. [2] pańcikiewicz k., ślązak b., tasak e.: właściwości mechaniczne i mikrostruktura spoiwa epri p87, materiały i technologie stosowane w budowie kotłów o parametrach nadkrytycznych o temperaturze pary do 700 °c: pod red. hernas a., pasternak j., ostaniec 2013, s. 337-348. [3] pn-en iso 14175:2009 – materiały dodatkowe do spawania – gazy i mieszaniny gazów do spawania i procesów pokrewnych. [4] świadectwo jakości producenta prętów metrode epri p87. [5] pn-en iso 15614-1 – specyfikacja i kwalifikowanie technologi spawania metali – badania technologii spawania – część 1: spawanie łukowe i gazowe stali oraz spawanie niklu i stopów niklu. [6] pn-en 1321:2000 spawalnictwo. badania niszczące metalowych złączy spawanych. badania makroskopowe i mikroskopowe złączy spawanych. [7] pn-en iso 5817:2014-05 spawanie – złącza spawane ze stali, niklu, tytanu i ich stopów (z wyjątkiem spawanych wiązką) – poziomy jakości według niezgodności spawalniczych. [8] hernas a.: żarowytrzymałość stali i stopów, część i, wyd. politechniki śląskiej, gliwice 1999. podsumowanie  badaniom poddano różnorodne złącze spawane stali t91 i super 304h po spawaniu (s1) i po obróbce cieplnej (s2). zastosowanie materiału dodatkowego w postaci pręta litego w gatunku metrode epri p87 oraz odpowiednich parametrów spawania zapewnia uzyskanie jakości „b” złączy spawanych stali t91/super 304h zgodnie z wymaganiami normatywnymi. obserwacje mikrostruktury materiału rodzimego zarówno w złączu s1, jak i s2 wykazały występowanie typowej mikrostruktury charakterystycznej dla analizowanych stali. proces spawania i obróbka cieplna po spawaniu w stali super 304h przyczyniły się do: rozrostu ziarna, powstania eutektyk węglikowych oraz wydzielenia licznych faz na granicach ziaren – prawdopodobnie węglików m23c6 i zapewne wewnątrz wydzieleń wtórnych typu mx i ε_cu. w przypadku stali t91 obróbka spowodowała powstanie w obszarze normalizowania swc zdegradowanej mikrostruktury martenzytycznej z licznymi wydzieleniami o zróżnicowanej wielkości. w badanym złączu nie zaobserwowano zarówno strefy odwęglonej jak i wzbogaconej w węgiel, co zdaje się potwierdzać korzystne właściwości zastosowanego materiału dodatkowego. [9] chengyu c., hongyao y., xishan x.: advanced austenitic heat-resistant steels for ultra-super-critical fossil power plants, alloy steel – properties and use intech 2011, s. 171-200. [10] golański g., kolan c., jasak j., słania j., urbańczyk p., zieliński a.: mikrostruktura i właściwości mechaniczne stali tp347hfg po długotrwałej eksploatacji, energetyka, 11, s. 655-657. [11] tasak e.: metalurgia spawania, wydawnictwo jak, kraków 2008. [12] sourmail t.: precipitation in creep resistant austenitic stainless steel, mater. s. techn. 17, 2001, s. 1-14. [13] golański g., kolan c., zieliński a., urbańczyk p.: degradacja struktury żarowytrzymałych stali austenitycznych, energetyka, 11, 2017, s. 727-730. [14] clark j.w.g.: investigating chemical and microstructural evolution at dissimilar metal welds, engd thesis from university of nottingham, uk, 2015. [15] sorrentino s.: welding technologies for ultra-supercritical power plant materials, materials for ultra-supercritical and advanced ultra-critical power plants, 2017, s. 247-319. [16] słania j., urbańczyk p.: technologia wytwarzania oraz plan kontroli jakości przegrzewacza pary kotła parowego wg pn-en 12952-5, przegląd spawalnictwa 5/2012, s. 29-41. a) b) 30 μm 30 μm ps 1 2016 www.pdf 37przegląd spawalnictwa vol. 88  1/2016 stan środków automatyzacji na rynkach światowych condition of automation and robotics on world markets mgr inż. monika restecka – instytut spawalnictwa, ośrodek marketingu i informacji naukowej. autor korespondencyjny/corresponding author: monika.restecka@is.gliwice.pl streszczenie ciągły rozwój robotyzacji procesów produkcyjnych dyktuje niższe ceny rynkowe konstrukcji i wyrobów spawanych. przedstawiono stan środków automatyzacji w polsce i na świecie. pokazano również kierunki rozwoju robotyzacji. słowa kluczowe: automatyka, robotyka, spawalnictwo, analiza rynku, statystyki abstract constant development of robotic manufacturing processes dictates lower market prices of welded structures and products. condition of automation and robotics in poland and in the world are shown in this article. trends in robotics are also described in the article. keywords: automation, robotics, welding, market analysis, statistics wstęp wyższa jakość, niższe koszty, krótki czas realizacji zleceń – to coraz częstsze zadania, które stoją przed producentami. obecnie postęp polega głównie na zautomatyzowaniu lub zrobotyzowaniu pojedynczych procesów lub całych linii produkcyjnych. trend ten zawsze widoczny w dziejach techniki, przybiera współcześnie nowe oblicze. w krajach uprzemysłowionych i wysokorozwiniętych przestaje być opłacalne manualne wykonywanie prostych i powtarzalnych operacji dlatego praca fizyczna nie tylko w trudnych lub niebezpiecznych dla zdrowia i życia warunkach zastępowana jest pracą robotów i automatów. roboty możemy podzielić ze względu na ich liczne zastosowanie. roboty spawalnicze, malarskie, montażowe, do przenoszenia materiałów i załadaunku, a także roboty do zastosowań specjalnych. znaczną grupę wśród wszystkich robotów przemysłowych stanowią roboty przeznaczone do procesów spawalniczych. zrobotyzowane stanowiska do spawania wyposażone są w nowoczesne rozwiązania umożliwiające zwiększenie wydajności, szybkości, a także jakości procesu. w artykule przedstawiono zmiany zachodzące na rynku robotów przemysłowych w ostatnich latach, a także nowe rozwiązania technologiczne z zastosowaniem robotyzacji, w szczególności procesów spawalniczych. sprzedaż robotów na świecie w roku 2013 sprzedano najwięcej robotów przemysłowych w historii. jak widać na rysunku 1, sprzedaż w porównaniu do roku 2012 wzrosła o 12%. największe zaangażowanie w kupno robotów widoczne jest dla firm związanych z branżą motoryzacyjną, elektryczną, chemiczną. duże zainteresowanie robotyzacją wykazali producenci z branży spożywczej oraz ci zajmujący się tworzywami sztucznymi i chemią. monika restecka jak wynika z najnowszych danych międzynarodowej federacji robotyki (ifr) chiny mogą pochwalić się największym rynkiem robotyzacji na świecie z udziałem w wysokości 20% całkowitej sprzedaży robotów. kraj ten o pozycję lidera walczył już od kilku lat. na rynku chińskim w roku 2013 sprzedano około 36 560 robotów przemysłowych dzięki czemu wielkość sprzedaży była prawie trzykrotnie wyższa od roku 2012 i dała chinom pierwszą pozycję w rankingu światowym. w latach 2008-2013 całkowita sprzedaż robotów na tym obszarze wzrosła średnio o ok. 36%. drugi co do wielkości popyt na roboty w wymiarze globalnym generuje ameryka. wynik z roku 2012 wzrósł o 8% i w 2013 roku osiągnął wartość 30 300 robotów przemysłowych. wzrost spowodowało głównie zapotrzebowanie płynące od dostawców części samochodowych. w latach 2010-2013 18% wzrost przypadł stanom zjednoczonym, 29% kanadzie, a 30% meksykowi. kraje azjatyckie (w tym australia i nowa zelandia) w roku 2013 odnotowały 17% wzrost w stosunku do roku 2012. rys. 1. światowy, roczny zakup robotów przemysłowych (źródło: ifr) fig. 1. global annual purchase of industrial robots 38 przegląd spawalnictwa vol. 88 1/2016 sprzedaż robotów przemysłowych w europie w roku 2013 wyniosła około 43 400 sztuk to prawie równowartość szczytowego osiągnięcia z roku 2011 (43 800), a o 5% więcej niż w roku 2012. motorem napędowym tego wzrostu, podobnie jak w ameryce, byli producenci samochodów, którzy mieli 17% udział w całości sprzedaży (14 000 sztuk). w innych branżach zakup robotów był kontynuowany przez cały okres lat 2011-2013. między 2008 a 2013 rokiem roczna stopa wzrostu dostaw robotów do europy wynosiła 4,5%. największy rynek robotów przemysłowych w krajach europejskich odnotowano w niemczech. rynek niemiecki, w 2013 roku, wzbogacił się o prawie 18,5 tys. sztuk tego typu urządzeń, co daje 4% więcej robotów niż w roku 2012. w tym samym okresie duży wzrost ilościowy odnotowano także na rynku włoskim – wzrost o 5 tys. sztuk, a także na rynku hiszpańskim – wzrost o 3 tys. sztuk. sprzedaż robotów w polsce polski rynek robotyzacji wciąż się rozwija, ale nadal jesteśmy jednym z najmniej zrobotyzowanych krajów europy. gęstość robotyzacji w polsce w latach 2003-2013 wzrosła z 2 do 14 robotów na 10 tys. osób zatrudnionych w przemyśle (rys. 2). wzrost tego wskaźnika jest niewątpliwie tendencją korzystną, jednakże w odniesieniu do europy jako całości, czy też w porównaniu z najlepszymi, tj. niemcami czy hiszpanią, wzrost ten jest zbyt wolny. rys. 2. liczba robotów przemysłowych na 10 000 pracowników zatrudnionych w przemyśle przetwórczym (źródło: opracowanie własne na podstawie raportu instytutu badań nad gospodarką rynkową) fig. 2. the number of industrial robots per 10 000 people employed in manufacturing industry potwierdzają to również dane ifr, zgodnie z którymi nasi sąsiedzi, czesi, osiągnęli 14-punktowy wskaźnik gęstości robotow już w roku 2004, natomiast słowacy w 2007 roku. co więcej czechy w roku 2011 podwyższyły swój wskaźnik w stosunku do roku poprzedniego o 60%, słowacja o 54%, a polska o 16%. jednakże według danych gus, jeśli chodzi o możliwości rozwoju w kierunku robotyzacji produkcji jako kraj mamy duży potencjał, a liczba środków automatyzacji w tym robotów i manipulatorów stale rośnie. na rysunku 3 przedstawiono strukturę środków automatyzacji w przedsiębiorstwach produkcyjnych w naszym kraju. największą z nich tworzą komputery do sterowania i regulacji procesów technologicznych (38%) co jest również potwierdzeniem, że firmy przemysłowe rozwijają się w kierunku automatyzacji i robotyzacji. świadczą o tym m.in. moduły oprogramowań cad tj. cafd czy też wbudowane funkcje mapowania, które mają na celu ułatwienie procesów zrobotyzowanych. drugie miejsce należy do automatycznych linii produkcyjnych (19%) natomiast roboty i manipulatory zajmują miejsce trzecie (11%). biorąc pod uwagę wzrost liczby poszczególnych środków automatyzacji największy wzrost został odnotowany dla robotów i manipulatorów, bo aż 10% w skali roku (tablica i). obecna liczba robotów w polsce wynosi 2011. ponad 11100 robotów zainstalowanych jest w 1250 firmach związanych z przemysłem z sektora prywatnego. z punktu widzenia wielkości firm, 773 roboty wykorzystywane są w 270 małych przedsiębiorstwach (poniżej 50 pracowników), 2938 robotów zainstalowano w 554 średnich przedsiębiorstw (51-249 pracowników) oraz 7500 robotów w 427 dużych firmach przemysłowych (ponad 250 pracowników) (tabl. i). rys. 3. struktura środków automatyzacji procesów produkcyjnych w przemyśle w 2012 r. (źródło: gus) fig. 3. structure of automation and robotics in manufacturing industry in 2012 wyszczególnienie ilość firm, które posiadają roboty i manipulatory przemysłowe ilość robotów i manipulatorów przemysłowych (sztuki) sektor publiczny 84 sektor prywatny ogółem 1250 11 127 10-49 pracowników 270 773 50-249 pracowników 554 2938 250 pracowników i więcej 427 7500 tablica i. liczba robotów i manipulatorów przemysłowych w przemyśle według liczby zatrudnionych (źródło: opracowanie własne na podstawie danych gus) table i. the number of industrial robots and manipulators by number of employees zautomatyzowane sektory przemysłu czynniki jakie wpływają na rozwój robotyzacji w poszczególnych branżach można podzielić na trzy podstawowe grupy. czynniki techniczne, ekonomiczne i społeczne. często wyróżnianymi czynnikami technicznymi są: konieczność elastycznej automatyzacji spowodowana krótszym życiem produktu oraz jego różnorodnością, wysoka jakość wyrobów według określonych norm i standardów, szkodliwe i niebezpieczne warunki pracy, a także wzrost konkurencji i rozwój mechaniki oraz układów sterowania. czynnikami ekonomicznymi są głównie oszczędności jakie można uzyskać dzięki pracy robotów przemysłowych 24h/dobę przy konstrukcjach drogich i zaawansowanych technologicznie, rosnące koszty pracy człowieka, krótkie cykle produkcyjne, ale także produkcja masowa i możliwość łatwego, programowego dostosowania produkcji danego asortymentu, z uwagi na dostępną powierzchnię i transport. czynniki społeczne to głównie braki pracowników fizycznych na rynku z powodu rosnącego poziomu wykształcenia i przede 39przegląd spawalnictwa vol. 88  1/2016 wszystkim podwyższone normy bezpieczeństwa w jakich dopuszczalna jest praca człowieka. to właśnie te czynniki wyznaczają kierunki rozwoju robotyzacji przemysłowej i wskazują branże, które najchętniej korzystają z możliwości jakie niesie za sobą zrobotyzowana produkcja. rys. 4. sprzedaż robotów przemysłowych na świecie wg branż przemysłu w latach 2008-2011 (źródło: biuletyn fanuc polska, luty 2013) fig. 4. sales of industrial robots in the world by sectors in 2008-2011 według danych zebranych przez ifr zarówno na rynkach światowych, jak i w polsce wzrost zakupu robotów odnotowano głównie w przemyśle motoryzacyjnym. sektorem przemysłowym zajmującym drugą pozycję jest szeroko pojęta produkcja sprzętu elektrycznego i elektronicznego. w roku 2011 dla tej branży odnotowano 20% wzrost instalacji robotów w porównaniu do roku poprzedzającego. udział procentowy sprzedaży ogólnoświatowej dla przemysłu elektrycznego wyniósł około 23%. przemysł metalowy, a w tym produkcja wyrobów metalowych to trzecia grupa co do ilości stosowanych robotów przemysłowych w naszym kraju. kierunki rozwoju robotyzacji przewidywania ekspertów co do zapotrzebowania na roboty przemysłowe to 190 tysięcy jednostek w najbliższych dwóch latach. można śmiało stwierdzić, dzięki przywołanym przykładom oraz dzięki prognozom, że robotyzacja przemysłowa to trend ogólnoświatowy, ważny ze względu globalnej konkurencji, rosnących wymagań jakościowych stawianych produktom, a także ze względu obniżenia kosztów produkcji. według prognoz postępowi robotyzacji sprzyjać będzie integrowanie pracy robotów z pracą człowieka. największy wzrost znów będzie widoczny w azji (szacowany wzrost o 21%), a zwłaszcza w chinach, tajwanie i korei. prognozy ekspertów wskazują także na amerykę północą (szacowany wzrost o 11%) oraz europę (szacowany wzrost o 6%). sprzedaż wzrośnie nawet w wysoko zautomazytowanych niemczech, włoszech i hiszpanii. szacuje się, że w tych krajach średni roczny wzrost instalacji robotów w latach 2015-2017 wyniesie 12% (tabl. ii i iii). według danych ifr pierwsze dwa kwartały 2014 roku wykazały wysoki, dwucyfrowy wzrost robotyzacji. jednak, według prognoz, druga połowa bieżącego roku wykaże zmniejszenie dynamiki rynku. wpływ na to ma obecny stan gospodarki. szacowany wzrost instalacji robotów (patrząc globalnie) to co najmniej 15%. stan w roku 2014 powinien wynosić 205 000 sztuk robotów. jeśli globalna sytuacja gospodarcza poprawi się wzrost ten może być jeszcze większy. największym ryzykiem w odniesieniu do prognoz na najbliższe dwa lata jest sytuacja europy. zawirowania geopolityczne związane z konfliktem między ukrainą i rosją mogą mieć negatywny wpływ na światową gospodarkę. ryzyko to obejmuje również niewystarczającą realizację reform strukturalnych w krajach europejskich. w instalację robotów, nadal mocno inwestować będą dostawcy części samochodowych. w niektórych krajach może być odczuwalne spowolnienie podaży. zwiększone nakłady na automatyzację produkcji będą również widoczne w przemyśle elektrycznym i elektronicznym. inwestycje w tej branży związane będą z przezbrojeniami i przygotowaniem linii produkcyjnych dla nowych technologii. robotyzacja będzie rozwijać się w przemyśle tworzyw sztucznych, przemyśle metalowym oraz przemyśle gumowym. nowymi rynkami, które bardziej zainteresują się robotyzacją będą branże takie jak: farmaceutyka, przemysł spożywczy i maszynowy. kraj 2012 2013 2014 2015* 2016* 2017* ameryka 28.137 30.317 33.700 35.500 38.500 40.000 brazylia 1.645 1.398 2.000 2.300 3.000 3.500 kanada, meksyk, usa 26.269 26.668 31.500 33.000 35.000 36.000 inne 223 251 200 200 500 500 azja/australia 84.645 98.807 120.000 144.500 165.000 186.00 chiny 22.987 36.560 50.000 70.000 85.000 100.000 indie 1.508 1.917 2.500 3.000 4.000 5.000 japonia 28.680 25.110 28.000 30.000 31.000 32.000 korea 19.424 21.307 23.500 24.000 25.000 26.000 tajwan 3.368 5.457 6.000 6.500 7.500 9.000 tajlandia 4.028 3.221 4.200 5.000 6.000 7.000 inne 4.650 5.235 5.800 6.000 6.500 7.000 europa 41.218 43.384 46.000 47.000 49.000 55.000 czechy 1.040 1.337 1.800 2.000 2.300 2.600 tablica ii. roczna sprzedaż robotów przemysłowych na świecie w wybranych krajach wraz z prognozami na lata 2012-2017, *prognoza (źródło: dane międzynarodowej federacji robotów ifr) table ii. annual sales of industrial robots in the world in selected countries with forecasts for the period 2012-2017 40 przegląd spawalnictwa vol. 88 1/2016 literatura [1] ćwięczek m.: irb 800 – zgrany duet robotów. abb dzisiaj, 2011, nr 1. [2] dąbrowski a., zrobotyzowane stanowiska spawalnicze – aspekty praktyczne. przegląd spawalnictwa, nr 7-9/2009. [3] dilas dodienlaser, shor messages: largest robotic heavy welding station in europe. welding and cutting, 2011, nr 4. [4] fascynująca ewolucja robotów. biuletyn fanuc polska, 2013. [5] łapiński k.: peterlik m., wyżnikiewicz b., wpływa robotyzacji na konkurencyjność polskich przedsiębiorstw. instytut badań nad gospodarką rynkową, 2013. [6] mojsiewicz m.: rozkuta d., nauka i technika 2012. główny urząd statystyczny, 2013. [7] nieznana moc robotów: trendy rozwoju robotyzacji w polsce i na świecie, 2011. [8] pfeifer t.: metody oceny efektywności wdrożeń stanowisk do spawania zrobotyzowanego. biuletyn instytutu spawalnictwa, 2011, nr 3. [9] restecka m., struktura zatrudnienia a ekonomia w robotyzacji procesów spawalniczych. przegląd spawalnictwa, nr 5/2015. [10] rupiński d.: ekspansja na sygnale. abb dzisiaj, 2011, nr 1. [11] strona internetowa: www.bester.pl [12] strona internetowa: www.ifr.org [13] strona internetowa: www.konstrukcjeinzynierskie.pl [14] strona internetowa: www.kuka-robotics.com.pl [15] strona internetowa: www.magazynprzemyslowy.pl [16] universal robots: robotyzacja – nowa szansa dla rozwoju produkcji. magazyn przemysłowy, 2014, nr 6. [17] valk welding: systemy zrobotyzowane do małych i średnich serii. magazyn przemysłowy, 2014, nr 9. [18] zeman w., restecka m.: innowacje – modne hasło czy konieczność?, biuletyn instytutu spawalnictwa, 2014, nr 1. [19] zeman w., restecka m.: branża spawalnicza na tle gospodarki w okresie wahań koniunkturalnych w latach 2006 – 2012, biuletyn instytutu spawalnictwa, 2014, nr 4. podsumowanie i wnioski jak wynika z raportów ifr, rynek robotyki rozwija się dynamicznie na całym świecie. prognozy na najbliższe lata, pomijając sytuację ukraina-rosja są optymistyczne, prowokują do prowadzenia badań i wdrażania nowych zastosowań w zakresie robotyzacji przemysłu. rozwój automatyzacji i robotyzacji będzie głównie warunkowany przez: – globalną konkurencję, – większą energooszczędność i wykorzystywanie nowych materiałów, np. kompozytów węglowych wymagających m. in. wymiany oprzyrządowania, – nowe aplikacje umożliwiające integrację człowiek – maszyna. w dobie rozwoju przemysłowego duży nacisk kładziony jest na współpracę człowieka z maszyną co ma odzwierciedlenie w pracach prowadzonych przez komitet robot safety standard comittee, – mniejszy czas cyklu życia produktów i zwiększenie różnorodności wyrobów wymagających „elastycznej” robotyzacji i automatyzacji, – usprawnienie techniczne robotów, – poprawę jakości skomplikowanych i zawansowanych procesów produkcyjnych przejmowanie pracy robotów w miejscach zagrażających życiu i zdrowiu człowieka. jest to głównie spowodowane zmianami i standaryzacją norm w zakresie bezpieczeństwa. kolejne dwa lata to okres, w którym, według prognoz, również polska rozwinie się pod względem robotyzacji. jako kraj europejski z największym potencjałem do instalacji robotów musimy postarać się o to by współczynnik gęstości robotów wzrósł wprost proporcjonalnie do wzrostu świadomości z korzyści jakie niesie za sobą robotyzacja i automatyzacja procesów produkcyjnych. kraj 2012 2013 2014 2015* 2016* 2017* francja 2.956 2.161 2.300 2.400 2.600 2.800 niemcy 17.528 18.297 19.500 19.500 20.000 21.000 włochy 4.402 4.701 4.800 5.000 5.200 5.500 hiszpania 2.005 2.764 3.000 3.500 3.600 3.800 wielka brytania 2.943 2.486 2.500 3.000 3.200 3.500 inne 10.344 11.538 12.100 11.600 12.100 15.800 afryka 393 733 800 850 900 1.000 reszta świata 4.953 4.991 4.500 5.000 5.500 6.000 ogółem 159.346 178.132 205.000 232.850 258.900 288.000 tablica iii. roczna sprzedaż robotów przemysłowych na świecie w wybranych krajach wraz z prognozami na lata 2012-2017, *prognoza (źródło: dane międzynarodowej federacji robotów ifr) table iii. annual sales of industrial robots in the world in selected countries with forecasts for the period 2012-2017 201312_pspaw_25gt.pdf 46 przegląd spawalnictwa 12/2013 gerd dobmann ndt and shm for fatigue and fracture mechanical property determination ndt i shm w ocenie właściwości zmęczeniowych   i pęknięć erd obmann – fraunhofer–izfp, saarbrücken. streszczenie elementy elektrowni jądrowych i fabryk chemicznych, np. rafinerii, są wykonywane z wysokostopowych stali austenitycznych ze względu na dużą odporność na korozję. jednak elementy często pracują w temperaturze powyżej dopuszczalnej wynoszącej 280÷3000c i poddawane są cyklicznym deformacjom. elementy zaprojektowane tak by, miały odpowiednią odporność na pęknięcia, ulegają zniszczeniu w wyniku rozwoju lokalnej wady. w przypadku gdy cykliczne deformacje znajdują się w przedziale lcf (małe cykliczne zmęczenia, wynoszące kilka tysięcy cykli w całym okresie pracy), nie występują groźne złamania. ze względu na to, że stal austenityczna nie jest ferromagnetyczna, nie jest możliwe wykorzystanie metody strumienia rozproszonego. do wykrywania wad powierzchniowych używana jest metoda penetracyjna. w elektrowniach jądrowych używana jest metoda prądów wirowych. obecnie podejmowane są wysiłki mające na celu wydłużenie czasu pracy elektrowni jądrowych. z tego powodu rozwijane są metody wczesnego wykrywania starzenia się materiału [1]. celem jest wykrycie i ilościowa ocena starzenia przed powstaniem wady. umożliwiają one wczesną ocenę stopnia starzenia się materiału. w pierwszym kroku te metody są używane w laboratorium. następnie zostaną one wykorzystane w badaniach przemysłowych, w szczególności w badaniu starzenia się rurociągów. rozwijane metody są bardzo użyteczne w testowaniu pęknięć, bez użycia ich proces jest bardzo czasochłonny. w obecnej pracy jest opisana faza laboratoryjna. posługując się metodą ultradźwiękową, można wykryć wadę we wczesnej fazie. metoda powinna być testowana i oceniana ilościowo. czas testowania zostanie wyraźnie skrócony. przewiduje się dalsze badania. obecnie w tym celu używany jest specjalnie skonstruowany tester ultradźwiękowy emat. abstract plant components in power plants like nuclear power plants (npp) and chemical plants like refineries are very often manufactured in austenitic stainless steel because of the resistance of the material against corrosion. however, the components are very often under elevated service temperatures in the 280°÷300°c regime and under mechanical cyclic deformation. the components – so far designed with sufficient fracture toughness – fail by fatigue crack initiation, crack growth to local leak and normally not break. when the cyclic deformation is in the lcf (low-cyclefatigue, some thousand load cycles till end of life) regime the cracking is due surface-breaking cracks. ndt technology most applied is mt, i.e. magnetic testing as magnetic particle inspection based on the magnetic leakage fields of the surface cracks. so far the components are not ferromagnetic; pt (penetrant testing) is well introduced. in the nuclear field, because of the reason of contamination of the inspection media very often in the last years eddy current inspection (et) was introduced and qualified. however, worldwide there is the strategy to life extent the nuclear power plants, and therefore in the last decade r&d to ndt for nuclear safety has concentrated to develop material characterization techniques for early detection of ageing phenomena [1]. the objective is to detect and quantify ageing in the material microstructure before a macroscopic crack occurs. these techniques were applied to monitor the fatigue behavior in the laboratory at servo-hydraulic machines. the next step is planned to implement the technology into lifetime management strategies of npp to monitor components, i.e. pipes like the surge line or spray lines. the developed techniques also have a high potential to monitor fracture mechanical tests which normally are very time-consuming. first approaches are discussed in the here presented contribution. by using ut and time-of-flight of the surface-acoustic wave (rayleigh wave) the crack-initiation at a fracture mechanical test specimen can be detected. 47przegląd spawalnictwa 12/2013 introd ction plant components in power plants like nuclear power plants (npp) and chemical plants like refineries are very often manufactured in austenitic stainless steel because of the resistance of the material against corrosion. however, the components are very often under elevated service temperatures in the 280÷300°c regime and under mechanical cyclic deformation. the components – so far designed with sufficient fracture toughness – fail by fatigue crack initiation, crack growth to local leak and normally not break. when the cyclic deformation is in the lcf (low-cycle-fatigue, some thousand load cycles till end of life) regime the cracking is due surface-breaking cracks. ndt applied in service inspection trials is the measure to early detect cracking and then to reliably plan and organize repair. ndt technology most applied is mt, i.e. magnetic testing as magnetic particle inspection based on the magnetic leakage fields of the surface cracks. so far the components are not ferromagnetic; pt (penetrant testing) is well introduced. in the nuclear field, because of the reason of contamination of the inspection media very often in the last years eddy current inspection (et) was introduced and qualified. however, worldwide there is the strategy to life extent the nuclear power plants, for instance to a safe life time of 80 years, and therefore in the last decade r&d to ndt for nuclear safety has concentrated to develop material characterization techniques for early detection of ageing phenomena [1]. the objective is to detect and quantify ageing in the material microstructure before a macroscopic crack occurs. fraunhofer-izfp in charge of the german ministry of economy and technology was strongly engaged in the nuclear safety research program and some new approaches based on micromagnetic, electromagnetic, and ultrasonic techniques are now available to characterize fatigue and other ageing phenomena. in a first approach these techniques were applied to monitor the fatigue behaviour in the laboratory at servo-hydraulic machines. the next step is planned to implement the technology into lifetime management strategies of npp to monitor components, i.e. pipes like the surge line or spray lines. the developed techniques also have a high potential to monitor fracture mechanical tests which normally are very time-consuming. first approaches are discussed in the here presented contribution. by using ut and time-of-flight of the surface-acoustic wave (rayleigh wave) the crack-initiation at a fracture mechanical test specimen can be detected. however, statistically the approach has to be verified and qualified. so far this will be possible; the testing time can be extremely shortened in the future. further projects are going on. important in general is the fact that special sensors are applied for ut, the so-called emat. emat (electromagnetic acoustic transducer) have the advantage to be used also at elevated temperatures as they do not need coupling media [2, 3]. ateria s austenitic metastable steels of the grades aisi 321 (german grade 1.4541 – ti-stabilized) and aisi 347 german grade 1.4550 – nb-stabilized) are often used in power station and plant constructions so also in german npp. metastable austenitic steel forms ferromagnetic α’ martensite due to quasi-static and cyclic loading. this presupposes the exceeding of a threshold value of accumulated plastic strain. the amount of martensite as well as its magnetic properties should provide information about the fatigue damage. fatigue experiments were carried out at different stress and strain levels at room temperature (rt) and at t = 300°c [4, 5]. table i. and table ii. show the chemical compositions. the nb-stabilized material obviously has a higher nb and ni content compared with the ti and ni content of the 1.4541 material. that was primarily introduced into the specification in order to reduce the sensitivity for sensitization during heat treatments, i.e. to reduce the risk for inter-granular stress corrosion cracking. a secondary effect is that the material is only prone to show a phase transformation to α’ martensite when fatigued at rt. sufficient amounts of mechanical energy due to plastic deformation lead to this phase transformation elements c n si mn p s cr mo ni ti heat f 0,04 – 0,44 1,14 0,033 0,004 17,74 – 9,3 0,35 producer specification 0,05 0,002 0,4 1,09 0,024 0,005 17,81 0,27 9,3 0,3 heat f 0,025 0,44 1,76 0,026 0,02 17,15 9,83 0,16 wwk [2] 0,03 0,006 0,45 1,72 0,022 0,0014 17,31 0,28 10,18 0,16 tab e i. material x6 crniti1810 (german material no. 1.4541), 2 heats (in mass %) tab ica i. materiał x6 crniti1810 (materiał niemiecki nr 1.4541), 2 wytopy (w % masy) 48 przegląd spawalnictwa 12/2013 tab e ii. x6 crninb 1810 (german material no. 1.4550), (in mass %) [6] tab ica ii. x6 crninb 1810 (materiał niemiecki nr. 1.4550), (w % masy) [6] c cr ni nb n si mn p s al 0,040 17,600 10,640 0,620 0,007 0,410 1,830 0,020 0,007 0,016 ti sn mo w cu co v pb b fe 0,020 0,008 0,290 0,030 0,060 0,010 0,070 < 0,008 < 0,005 rest from fcc austenite without diffusion to tetragonal or bcc ferromagnetic α‘-martensite. as the martensitic volume fractions in the case of 1.4541 are especially low for service-temperatures of about 300°c [4, 5] highly sensitive measuring systems are necessary. besides systems on the basis of a htc-squid (high temperature super conducting quantum interference device) special emphasis was on the use of gmr-sensors (giant magnetoresistors) which have the strong advantage to be sensitive for dc-magnetic fields too without any need for cooling [7]. in combination with an eddy-current transmitting coil anduniversal eddy-current equipment as receiver hardware the gmr-sensors were used especially to on-line monitoring the fatigue experiments in the servo-hydraulic fatigue machine [8]. lc at room temperat re (rt) and at 300 c when performing a multiple-step loading experiment (stress controlled, mean stress free rσ = – 1) as shown in fig. 1., according to a loading time function as shown in red color the eddy current impedance (blue color) of the gmr sensor exactly follows this functional behaviour. in other words, the impedance curve is a one-to-one image of the loading history but in addition a certain off-set is observed revealing the occurrence of α’ martensite which is enhancing the magnetism of the specimen when fatigued in the geomagnetic field. the electromagnetic properties discussed for characterization at rt cannot be sensed at elevated temperatures and cooling of sensors cannot be accepted at real components in practice. therefore the need for a new measurement technology was given. this is based on the use of electromagnetic acoustic transducers (emat). an emat is – in its simplest version – no more than a spiral inductive coil in which a high-frequency tone-burst (a couple of sine-periods) is excited by a pulse generator [2, 3]. the coil induces eddy currents in the conductive material of which the magnetic field of a permanent magnet (ndfeb) in normal direction is superimposed. the magnetic induction is perpendicular to the tangential direction of the eddy currents and the mechanical lorentz forces are the cross vector product of both, i.e. radially oriented, exciting radially polarized ig. 1. multiple-step loading at rt (material according to table i, tistabilized), the accumulated plastic strain εap and the gmr-transfer impedance zgmr versus load cycle number rys. 1. sumaryczne odkształcenie plastyczne εap oraz impedancja zgmr przeniesienia gmr w odniesieniu do ilości cykli podczas wykonywania eksperymentu w rt (materiał zgodny z tablicą i, stabilizowany ti), ig. 2. lcf at 300°c (material according to table ii, nb stabilized), the mean time-of-flight and the stress amplitude versus load cycle number rys. 2. lcf przy 300°c (materiał zgodny z tablicą ii, stabilizowany nb), średni czas cząstki oraz amplituda naprężeń w odniesieniu do ilości cykli shear waves propagating in axial direction. transmitter and receiver emat were built in the clamping devices of the servo hydraulic machine. in the a-scan the timeof-flight (tof) of the through-transmitted ultrasonic shear wave and its amplitude is measured. as the tof during one load cycle varies between the smallest value (smallest elongation) and largest value (largest elongation) the tofmean-value is calculated (arithmetic mean) as a characteristic damage parameter as function of the load cycles. fig. 2. compares in case of the full strain range 0.8 ≤ εat ≤ 1.6% the curves of tofmean obtained at 300°c with the cyclic deformation curves (σ as function of load cycles). whereas, the stress curves show no influence of a continuously increasing damage parameter because of this nearly constant behavior (first strain 49przegląd spawalnictwa 12/2013 ageing then saturation or slight cyclic softening before failure) along the full life time, the tofmean curves show a strong monotonic increasing during the last third of life and indicate therefore very early elapsing of life. that is mainly due to the fact that micro-cracking in the specimen surface is sensed. sing e edge bending test se(b) (single-edge bending) samples were machined out of a large block of the material 22nimocr3-7, a german bainitic martensitic pressure-vessel-material. at room temperature, this steel grade is known to show ductile behaviour under quasi-static load conditions. fig. 3 shows a drawing of the sample geometry. all samples were prepared with an initial fatigue crack (crack starter). ig. 3. approximate sb(b) sample geometry and sketch for crackpropagation measurement by surface-acoustic rayleigh-wave rys. 3. geometria sb(b) próbki oraz rysunek pomiaru rozchodzenia się pęknięć na powierzchni na bazie powierzchniowej fali akustycznej rayleigha three-point bending experiments according to the standards described in esis p2-92, astm e 399, e 1737 and e 1820 were performed using these samples [9-13] by the materials testing institute, university of stuttgart. the standard experiment involves the insitu measurement of the applied load, the load point travel and the crack opening displacement (cod) by using clip gauges. after the experiment, the sample is broken apart, the crack elongation is measured in the microscope, and only by using this information, the j integral is computed in order to determine crack resistance i.e. toughness parameters. as an approach to in-situ and on-line determine the crack growth during the experiment, the time of flight of an ultrasonic surface wave which travels around the crack was analysed by fraunhofer-izfp. a pair of emat (transmitter t, receiver r) was used to excite and to receive this rayleigh wave in pitch-andcatch-technique. the crack growth was expected to increase the travelling distance of the rayleigh wave which should result in an increased tof. throughout the approximately 2½ hours of each three-pointbending experiment with partial load relief cycles, the machine data (load force, crack-opening-displacement (cod)) were recorded along with the time-offlight data; corresponding crack-growth data were determined in the microscope after the test on the broken specimen surface. a linear correlation to the measured time-of-flight data was obtained. in the online measured to f-curve a typical turning point is detected indicating crack-initiation (fig. 4). ig. 4. on-line monitoring result, tof in blue, cod in green. the crack growth in red dots is not online determined (microscopy evaluation after failure of the specimen; on the right tof versus crack growth rys. 4. wyniki monitoringu online, cząsteczki, tof jest oznaczony na niebiesko, cod (krytyczne rozwarcie pęknięcia) na zielono. przyrost pęknięcia oznaczony czerwonymi kropkami nie został określony online – ocena mikroskopowa po zniszczeniu próbki; po prawej czas cząsteczki w odniesieniu do przyrostu pęknięcia 50 przegląd spawalnictwa 12/2013 conc sions by use of non-destructive techniques the ability was demonstrated to characterize materials ageing due to fatigue: – at rt by eddy current excitation of the measuring length of the fatigue specimen and gmr-transferimpedance measurement during lcf of austenitic stainless steel when martensitic phase transformation is observed; – at 300°c by time-of-flight measurement of an ultrasonic shear wave pulse propagating between transmitterand receiver-emat built in the clamping devices of the fatigue specimen. – time-of-flight measurements (tof) of a rayleigh wave transmitted and received by emat was also used to on-line-monitor crack-growth during the fracture mechanical se(b) bending test. crack initiation is especially indicated and tof increases linearly with crack growth. acknow edgement the author very much acknowledge the high valued contribution of colleagues from fraunhofer-izfp which are iris altpeter, klaus szielasko, ralph tschuncky, and gerhard hübschen. the special thanks are to the institute of material science and engineering, wkk, (prof. dietmar eifler), technical university kaiserslautern and the materials testing institute, mpa, university stuttgart (prof. eberhard roos) with their teams for the long year fruitful co-operation. last but not least thank is to the ministry of economy and technology in germany for the financial support in different projects beginning in 1979 up to now. literat re [1] g. dobmann: non-destructive testing for ageing management of nuclear components, nuclear power control, reliability and human factors, 2011, isbn: 978-953-307-599-0 [2] h.-j. salzburger: emats and its potential for modern nde state of the art and latest applications, proceedings of the ieee international ultrasonics symposium 1, 2009, 621-628 [3] h.-j. salzburger, f. niese, and g. dobmann: emat pipe inspection with guided waves, welding in the world 56 (2012), 5-6 [4] h.-j. bassler: cyclic deformation behavior and strain-induced development of martensite in case of the austenitic stainless steel x 6 crniti 18 10 (in german), ph.d.-thesis at the university kaiserslautern, 1999 [5] m. lang: non-destructive characterization of the cyclic deformation behavior and the development of strain-induced martensite in case of the austenitic stainless steel x6 crniti 1810 by use of sensitive magnetic sensors (in german), ph.d.thesis at the university of the saarland, saarbrücken, 2000 [6] i. altpeter et al: early detection of damage in thermo-cyclically loaded austenitic materials, ende 2011 proceedings, iso press, ende 2011 conference, march 10-12, chennai [7] german patent de 3820475: magnetfeldsensor mit ferromagnetischer, dünner schicht,filed on 16.06.1988 [8] a. yashan,: to eddy current (ec) and magnetic leakage flux (et) testing with gmr sensors (in german), ph.d.thesis at the saar university, saarbrücken, 2008 [9] esis p2-92, procedure for determining the fracture toughness of materials, european structural integrity society (1992) [10] esis p6-98, procedure to measure and calculate material parameters for the local approach to fracture using notched tensile specimens, european structural integrity society. ed. k.-h. schwalbe, gkss geeshacht (1998) [11] astm e 399-90, standard test method for plane-strain fracture toughness of metallic materials, annual book of astm standards vol. 03.01, american society for testing and materials (1997) [12] astm e 1737-96, standard test method for j-integral characterization of fracture toughness, annual book of astm standards vol. 03.01, american society for testing and materials (1997) [13] astm e 1820-96, standard test method for measurement of fracture toughness, annual book of astm standards vol. 03.01, american society for testing and materials (1997). redakcja przegląd spawalnictwa, ul. świętokrzyska 14a, 00-050 warszawa tel.: 22 827 25 42, fax: 22 336 14 79; e-mail: pspaw@ps.pl, www.pspaw.ps.pl ps 9 2017 www.pdf 26 przegląd  spawalnictwa vol. 89 9/2017 zminiaturyzowane urządzenie pomiarowe  do badań nieniszczących metodą prądów wirowych  – wirotest serii m miniaturized measuring device for eddy current non-destructive testing – wirotest m-series mgr inż. adam kondej, inż. artur szczepański – instytut mechaniki precyzyjnej. autor korespondencyjny/corresponding author: adam.kondej@imp.edu.pl streszczenie artykuł opisuje metodę prądów wirowych oraz nowopowstałe zminiaturyzowane urządzenie pomiarowe do badań nieniszczących tą metodą – wirotest m1. w pracy przedstawiono budowę i możliwości zastosowania urządzenia. wirotest m1 cechuje się małą masą i gabarytami. możliwość pracy z tabletem lub smartphonem nadaje mu cechy urządzania mobilnego. urządzenie może pracować w trybie pomiaru ręcznego lub na stanowiskach automatycznych. słowa  kluczowe: badania nieniszczące; metoda prądów wirowych; zminiaturyzowany układ pomiarowy; wirotest m1 abstract this paper describes the eddy current method and the newly created miniaturized measuring device for non-destructive testing using this method – wirotest m1. the work presents construction and possibilities of applications of the device. wirotest m1 is characterized by a small mass and size. the ability to work with a tablet or a smartphone makes the device mobile. it can work in manual mode or it can be used on automatic stands. keywords:  non-destructive testing; eddy current method; miniaturized measuring device; wirotest m1 metoda prądów wirowych badania nieniszczące znalazły szerokie zastosowanie w praktyce do oceny jakości i poprawności wykonania części maszyn i urządzeń. są wykorzystywane zarówno na etapie procesu produkcyjnego, jak i do kontroli eksploatacyjnej. jedną z metod badań nieniszczących jest metoda prądów wirowych (et – electromagnetic testing lub eddy current testing). obok badań wizualnych (vt), metody penetracyjnej (pt) oraz metody magnetycznej (mt), metoda et należy do grupy powierzchniowych metod badań nieniszczących [1,2]. główne kierunki wykorzystania metody prądów wirowych to wykrywanie wad materiałowych – defektoskopia, badania właściwości materiałów – strukturoskopia oraz określanie wymiarów (głównie pomiary grubości). metoda ta pozwala na badanie różnorodnych materiałów, pod warunkiem, że są one przewodnikami prądu elektrycznego. podstawowym zjawiskiem wykorzystywanym w badaniach metodą prądów wirowych jest indukcja elektromagnetyczna, która polega na indukowaniu prądu w materiale przewodzącym, w wyniku działania na niego zmiennego pola magnetycznego. w zastosowaniach metody et zmienne pole magnetyczne występuje wskutek zasilania cewek indukcyjnych prądem zmiennym. adam kondej, artur szczepański przeglad welding technology review podstawy metody prądów wirowych można opisać w następujących punktach (rys. 1): 1. przez cewkę przepływa prąd zmienny i; 2. w cewce, jak i wokół niej, indukowane jest zmienne pole magnetyczne h; 3. zmienne pole magnetyczne h wnika w badany materiał indukując w nim prądy wirowe ec; 4. prądy wirowe ec indukują swoje własne pole magnetyczne hec; 5. pole magnetyczne hec oddziałuje (osłabia) pole h. materiał badany jednorodny → stałe osłabienie zmiany w materiale badanym → zmiana osłabienia ścieżki przebiegu indukujących się prądów wirowych zależą od fizycznych własności badanego materiału. od nich zależy też dobór parametrów kontroli wiroprądowej. do najistotniejszych, z punktu widzenia metody et, należą właściwości elektromagnetyczne [2]: – przewodność elektryczna właściwa γ, – przenikalność magnetyczna względna µr. doi: http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v89i9 .808 27przegląd  spawalnictwa vol. 89 9/2017 rys. 1. podstawy metody prądów wirowych fig. 1. basics of the eddy current method rys. 2. linie sił pola magnetycznego i linie przepływu prądów wirowych: a) sonda stykowa, b) sonda przelotowa; 1 – uzwojenie wejściowe, 2 – uzwojenie wyjściowe, 3 – linie sił pola magnetycznego, 4 – nieciągłość materiałowa (pęknięcie), 5 – linie przepływu prądów wirowych [3] fig. 2. the lines of force of the magnetic field and the eddy current flow: a) surface probe, b) encircling coil; 1 – input coil, 2 – output coil, 3 – the lines of force of the magnetic field, 4 – material discontinuity (crack), 5 – the eddy current flow lines [3] tablica i. wpływ wybranych czynników na przewodność elektryczną właściwą i przenikalność magnetyczną względną table i. the influence of selected factors on electrical conductivity and relative permeability prądy wirowe płyną przez miejsca o większej przewodności elektrycznej, natomiast miejsca o mniejszej przewodności są przez nie opływane (rys. 2). wszelkie zmiany w badanym materiale, jak zmiana twardości, zmiana struktury, nieciągłości itd., wpływają na wartość parametrów elektromagnetycznych (tabl. i), a tym samym na wartość natężenia prądów wirowych i indukowanego pola magnetycznego. analiza wartości amplitudy sygnału wyjściowego, bądź amplitudy i przesunięcia fazowego pozwala na ocenę stanu badanego materiału [1÷4]. do określenia głębokości wnikania prądów wirowych służy standardowa głębokość wnikania prądów wirowych. nie określa ona rzeczywistych wartości głębokości, natomiast stanowi głębokość wnikania prądów wirowych, przy których amplituda tych prądów zmniejsza się e-krotnie, czyli ok. 2,72 razy, w stosunku do amplitudy na powierzchni materiału. standardowa głębokość wnikania jest opisana zależnością (1): δ = 503/ (f•γ•μr ) (1) gdzie: δ – standardowa głębokość wnikania prądów wirowych [mm], f – częstotliwość pracy przetwornika [hz], γ – przewodność elektryczna właściwa materiału [ms/m], µr – przenikalność magnetyczna względna elementu, bezwymiarowa. im wyższe są wartości częstotliwości pracy przetwornika wiroprądowego, przewodności elektrycznej właściwej materiału i przenikalności magnetycznej względnej badanego elementu, tym standardowa głębokość wnikania prądów wirowych jest mniejsza. wpływ niezgodności materiałowych oraz zmian strukturalnych na sygnały przetworników jest ograniczony do tzw. efektywnej głębokości wnikania prądów wirowych. jest to głębokość około trzech standardowych głębokości wnikania prądów wirowych (3δ) [5]. wybór częstotliwości pracy urządzenia pomiarowego zapewnia możliwość regulowania głębokości wnikania prądów wirowych, a tym samym wybór obszarów, jakie mają być kontrolowane. do badania warstw wierzchnich stosuje się przetworniki o wysokiej częstotliwości pracy (rzędu kilku mhz). natomiast do wykrywania niezgodności i zmian strukturalnych na pewnej głębokości od powierzchni należy używać przetworników o niższej częstotliwości (rzędu od kilku do kilkuset khz) [5]. podczas pomiarów metodą prądów wirowych określa się zmianę wskazań urządzenia pomiarowego w odniesieniu do poziomu przyjmowanego za prawidłowy. poziom ten ustala się na powierzchni elementu bez wad i o takiej samej strukturze jak materiał badany. metoda ma więc charakter porównawczy i wymaga korzystania ze wzorców bądź próbek odniesienia. lp. rodzaj czynnika przewodność elektryczna właściwa, γ przenikalność  magnetyczna  względna, µr 1 skład chemiczny ++ + 2 struktura ++ 3 wydzielenia + ++ 4 naprężenia wewnętrzne + ++ 5 pęknięcia ++ + ++ bardzo mocny wpływ; + mocny wpływ; ograniczony wpływ a) b) 28 przegląd  spawalnictwa vol. 89 9/2017 rys. 4. wirotest m1 z sondą stykową (waga 35 g bez sondy pomiarowej) fig. 4. wirotest m1 with surface probe (weight 35 g without measurement probe) rys. 3. schemat blokowy wirotestu m1 fig. 3. the wirotest m1 block scheme koncepcja zminiaturyzowanego  urządzenia pomiarowego metodą et  koncepcja opracowania zminiaturyzowanego urządzenia do badań nieniszczących metodą prądów wirowych powstała w wyniku zapotrzebowania na proste urządzenie pomiarowe, mogące pracować w trybie ręcznym i/lub automatycznym, charakteryzujące się stabilną pracą zarówno w warunkach laboratoryjnych, jak i przemysłowych. zapytania ofertowe od przedsiębiorstw produkcyjnych o możliwość aplikacji urządzeń produkcji imp do badań et na linii produkcyjnej były głównym bodźcem do podjęcia prac nad stwo rzeniem nowego urządzenia, pozwalającego na zaspokojenie potrzeb rynku. inspiracją do stworzenia zminiaturyzowanego urządzenia pomiarowego była praca statutowa zrealizowana w imp przez inż. tadeusza kuśmierczyka w 2009 roku (nr 13.1.01.292.00), w wyniku której powstała aktywna sonda indukcyjna, będąca przedmiotem zgłoszenia patentowego (nr pl409286). w odróżnieniu od sondy aktywnej, będącej także urządzeniem pomiarowym niewielkich rozmiarów, koncepcja nowego urządzenia zakładała bardziej uniwersalny jego charakter – przede wszystkim możliwość zmiany częstotliwości pracy. w ramach pracy statutowej w 2017 roku opracowano i wykonano prototyp urządzenia do badań et – wirotest m. nazwa „wirotest” nawiązuje do tradycji nazewnictwa urządzeń produkcji imp do badań nieniszczących metodą prądów wirowych, natomiast oznaczenie serii „m” pochodzi od słowa „miniature”. prototyp posiadał zintegrowaną sondę stykową, pracującą z zadaną częstotliwością, bez możliwości jej zmiany. po sprawdzeniu skuteczności działania urządzenia prototypowego wykonano docelowe urządzenie – wirotest m1. budowa i działanie wirotestu m1 wirotest m1 pracuje z urządzeniem zewnętrznym typu komputer, tablet lub smartphone (wymagane wsparcie usb otg), będącym źródłem zasilania oraz jednostką zbierającą, wyświetlającą i archiwizującą dane pomiarowe. zasilanie i komunikacja odbywa się poprzez port usb typu b. urządzenie rejestruje zmiany napięcia cewki – pomiar amplitudowy, z szybkością 8 pomiarów na sekundę. istnieje możliwość ustawienia częstotliwości próbkowania w zakresie od 5 do 4500 pomiarów na sekundę na etapie montażu urządzenia. należy jednak pamiętać, że zwiększenie częstotliwości próbkowania powoduje obniżenie czułości pomiaru. schemat blokowy wirotestu m1 przedstawiono na rysunku 3, natomiast ilustrację urządzenia zamieszczono na rysysunku 4. głównym zadaniem mikrokontrolera w tym urządzeniu jest konfiguracja przetwornika analogowo-cyfrowego oraz przetwarzanie i wysyłanie danych poprzez mostek usb. w tym konkretnym zastosowaniu nie został wykorzystany wbudowany mostek usb w mikrokontrolerze. wynika to z przyjętych założeń, pozwalających na łatwe zastąpienie wyjścia usb typu b dowolnym innym łączem szeregowym (np. eia-232, eia-485) bez konieczności gruntownej modyfikacji kodu źródłowego. elementem przetwarzającym analogowy sygnał z modułu wiroprądowego jest przetwornik ad7190 wraz z napięciem referencyjnym adr3425. uzyskanie niskiego poziomu szumów przetwornika było możliwe dzięki zastosowaniu trzech technik: 1. płytka pcb została wykonana w technologii czterowarstwowej z wydzielonymi dwiema warstwami dla dystrybucji zasilania do poszczególnych układów. 2. zastosowano miejscowo filtry rlc w celu izolowania szczególnie wrażliwych układów oraz zmniejszenia propagacji zakłóceń po liniach zasilania. 3. zastosowano źródło napięcia referencyjnego pracującego w konfiguracji cztero-przewodowej. w urządzeniu nie zastosowano podziału na masę analogową i cyfrową z uwagi na brak wyraźnego miejsca podziału między częścią cyfrową i analogową. w urządzeniach, w których występuje analogowy tor pomiarowy oraz cyfrowa część przetwarzająca sygnał, częstym sposobem zmniejszenia wpływu zakłóceń na tor pomiarowy jest separacja obwodów zasilania wraz z separacją obwodu masy układu dla części cyfrowej i analogowej. tego typu rozwiązanie sprawdza się, kiedy możemy w łatwy sposób rozdzielić elementy cyfrowe od elementów analogowych. w przypadku kiedy takiego podziału nie można przeprowadzić, wprowadzenie sztucznego rozdzielenia masy na część cyfrową i analogową może doprowadzić do zwiększenia zakłóceń w stosunku do rozwiązania nieposiadającego takiego podziału [6]. wymienna sonda pomiarowa jest elementem modułu wiroprądowego. cewka sondy jest wzbudzana z generatora i stanowi element obwodu rezonansowego. zmieniając cewkę oraz zestaw kondensatorów możliwa jest zmiana częstotliwość pracy urządzenia. rozwiązanie konstrukcyjne obudowy pozwala na łatwą i szybką wymianę tych elementów, bez konieczności użycia jakichkolwiek narzędzi. głównym elementem zarządzającym pracą całego urządzenia jest mikrokontroler stm32f103x pracujący na rdzeniu cortex-m3. moc obliczeniowa oraz możliwości jakie posiada ww. układ pozwalają na dodawanie w przyszłości nowych opcji pracy w zależności od wymaganych potrzeb. możliwości i zastosowanie wirotestu m1 wirotest m1 jest przeznaczony do pracy z przetwornikami bezwzględnymi, stykowymi oraz przelotowymi. dedykowane sondy montowane są bezpośrednio w obudowie urządzenia (rys. 4). zastosowanie adaptera ze złączem koncentrycznym lemo pozwala na podłączenie kablem sond 29przegląd  spawalnictwa vol. 89 9/2017 wirotest m1 może znaleźć zastosowanie do: – wykrywania niezgodności i wad materiałowych, – wykrywania zmian strukturalnych, – rozróżniania i sortowania materiałów, – oszacowania twardości powierzchniowej, – pomiarów grubości warstw i powłok. stykowych typu snc oraz przelotowych, współpracujących z defektoskopami wirotest 302 oraz wirotest 1000 produkcji imp (rys. 5). urządzenie nie ma możliwości kalibrowania. po podłączeniu danej sondy z zestawem kondensatorów pracuje z zadaną częstotliwością oraz czułością. korzystając ze wzorców, należy sprawdzać okresowo poprawność działania urządzenia. zrezygnowanie z przycisków i pokręteł wyeliminowało ryzyko zmiany ustawień przez użytkownika w sposób przypadkowy. wirotest m1 cechuje się łatwą i intuicyjną obsługą, nie wymaga długiego szkolenia stanowiskowego. wirotest m1 może być wykorzystywany do pracy w trybie ręcznym, np. jako przenośny defektoskop. możliwość podłączenia z tabletem lub smartphonem nadaje wirotestowi m1 charakter urządzenia mobilnego, poręcznego, o małej masie i gabarytach. porównanie wirotestu m1 z klasycznym defektoskopem przenośnym produkcji imp przedstawiono na rysunku 6. duża częstotliwość próbkowania oraz komunikacja poprzez port usb sprawia, że wirotest m1 nadaję się do pracy w trybie automatycznym. ograniczeniem ilości urządzeń pracujących na stanowisku jest liczba portów, jakie obsługuje jednostka sterująca. przykład zastosowania wirotestu m1 na stanowisku automatycznym autowir-s1 do kontroli kół zębatych przedstawiono na rysunku 7. ze względu na stabilną pracę oraz odporność na działanie czynników zewnętrznych urządzenie może pracować w warunkach laboratoryjnych oraz przemysłowych (rys. 8), np. do kontroli międzyoperacyjnej półfabrykatów, końcowej kontroli jakości gotowych wyrobów, a także do kontroli eksploatacyjnej pracujących już części. rys. 7. pomiar automatyczny z wykorzystaniem wirotestu m1 na stanowisku autowir-s1 fig.  7. automatic measurement using wirotest m1 on autowir-s1 rys. 8. inspekcja części po obróbce cieplnej w piecu próżniowym (centrum obróbki cieplnej imp) fig. 8. inspection of parts after a heat treatment in vacuum furnace (heat treatment center imp) rys. 6. wirotest m1 i wirotest 1000 fig. 6. wirotest m1 and wirotest 1000 rys. 5. przykłady sond pomiarowych pracujących z wirotestem m1 fig. 5. examples of measuring probes working with wirotest m1 30 przegląd  spawalnictwa vol. 89 9/2017 podsumowanie  opracowanie i wykonanie zminiaturyzowanego urządzenia pomiarowego do badań nieniszczących metodą prądów wirowych rozszerza możliwości pracy badawczej i wdrożeniowej instytutu w tym obszarze. stworzenie wirotestu m1 pozwala na opracowywanie rozwiązań problemów spotykanych w przedsiębiorstwach produkcyjnych w oparciu o urządzenia pomiarowe własnej konstrukcji. wirotest m1 charakteryzuje się małą masą i gabarytami, może pracować z tabletem lub smartphonem, jest urządzeniem mobilnym, łatwym w obsłudze. może znaleźć zastosowanie jako przenośny defektoskop, bądź jako urządzenie pomiarowe pracujące na linii automatycznej. badania oraz wykonanie układu pomiarowego zrealizowano w instytucie mechaniki precyzyjnej w ramach pracy statutowej w 2017 r . pt . „opracowanie zminiaturyzowanego układu pomiarowego do badań nieniszczących metodą prądów wirowych”, nr 13 .1 .01 .416 .00 . literatura [1] dybiec cz., włodarczyk s.: badania nieniszczące metodą prądów wirowych – możliwości zastosowań, ochrona przed korozją, nr 3, s. 67-74, 2010. [2] lewińska-romicka a.: defektoskopia wiroprądowa, poradnik, biuro gamma, warszawa 1997. [3] lewińska-romicka a.: badania nieniszczące, podstawy defektoskopii, wydawnictwa naukowo-techniczne, warszawa 2001. [4] lewińska-romicka a.: badania materiałów metodą prądów wirowych, biuro gamma, warszawa 2007. [5] kondej a., baranowski m., niedźwiedzki k., jończyk. s., szczepański a.: automatyczne stanowisko do badań nieniszczących metodą prądów wirowych, inżynieria powierzchni, nr 1, s. 57-62, 2014. [6] kester w.: practical design techniques for sensor signal conditioning, analog devices, usa 1999. 201402_pspaw_9185.pdf 47przegląd spawalnictwa 2/2014 marcin winnicki aleksandra małachowska małgorzata rutkowska-gorczyca andrzej ambroziak przyczepność powłok miedzi na podłożu aluminiowym naniesionych metodą lpcs bond strength of copper coatings deposited   on aluminum alloy with lpcs method mgr inż. marcin winnicki; mgr inż. aleksandra małachowska; dr inż. małgorzata rutkowska-gorczyca; prof. dr hab. inż. andrzej ambroziak – politechnika wrocławska. autor korespondencyjny/corresponding author: marcin.winnicki@pwr.wroc.pl abstract low pressure cold spraying method (lpcs) allows build coatings with soft metals such as sn, zn, al, cu, even ni and fe and their alloys. in the process admixture of ceramics to the metal powder is recommended to improve mechanical properties of deposited coatings and increase deposition efficiency. building coatings with pure powder without ceramic is also possible. in the manuscript the influence of used powder on mechanical properties and microstructure of obtained coatings, deposited with constant process parameters is presented. copper coatings were deposited, which are commonly used in the electrical engineering. two kinds of commercial available dendritic powders, cu powder with al2o3 admixture (50% cu/50% vol. al2o3) with a particle size of -45+15 µm and pure cu powder with a particle size of -50+15 µm were used in the tests. aluminum alloy aa 1350 was used as a substrate. the aim of the research was to identify coatings bond strength and microhardness. the bond strehgth tests consisted in pulling off the coatings in accordance with standard pn-en 582 without coating surface machining preparation. in the spraying process manipulator was used, what gives uniformly deposited coatings. keywords: low pressure cold spraying method, coating bond strength, microhardness, microstructure streszczenie metoda niskociśnieniowego natryskiwania na zimno (ang. low pressure cold spraying – lpcs) umożliwia nanoszenie powłok z miękkich metali, takich jak sn, zn, al, cu, ewentualnie ni i fe, oraz ich stopów. w procesie zaleca się stosowanie domieszki ceramiki do proszku metalu, w celu polepszenia właściwości mechanicznych uzyskanych warstw oraz zwiększenia wydajności procesu. budowanie warstw z samego proszku metalu jest również możliwe. w pracy badano wpływ zastosowanego proszku na właściwości mechaniczne oraz mikrostrukturę uzyskanych powłok, naniesionych przy stałych parametrach procesu. skupiono się na wykonaniu powłok miedzianych, które są powszechnie stosowane w elektrotechnice. wykorzystano komercyjne proszki dendrytyczne; proszek cu z domieszką al2o3 (w proporcji obj. 50% cu/50% al2o3) o granulacji -45+15 µm oraz proszek cu o granulacji -50+15 µm, którymi pokryto stop aluminium aa1350. przeprowadzone analizy miały na celu określenie przyczepności warstw oraz ich mikrotwardości. powłoki były odrywane zgodnie z normą pn-en 582, bez obróbki powierzchni. warstwy natryskiwano przy wykorzystaniu manipulatora, co umożliwiło uzyskanie równomiernie nałożonej powłoki. słowa kluczowe: metoda niskociśnieniowego natryskiwania na zimno, przyczepność powłok, mikrotwardość, mikrostruktura 48 przegląd spawalnictwa 2/2014 wstęp w metodzie niskociśnieniowego natryskiwania na zimno (ang. low pressure cold spraying) cząstki proszku pozyskują prędkość ze strumienia sprężonego gazu (powietrza lub azotu) o zadanej temperaturze, a następnie uderzają w podłoże. w procesie nie ma udziału wysokich temperatur, dzięki czemu cząstki osadzane są na podłożu w stanie stałym. proszek jest jedynie podgrzany przez przepływający gaz. energia w procesie pozyskiwana jest z wysokiej prędkości przepływającego przez dyszę gazu. budowanie warstwy jest możliwe po przekroczeniu przez cząstki prędkości dźwięku, co umożliwia dysza de lavala o specjalnym kształcie zbieżno-rozbieżnym (rys. 1). istotne jest, aby proszek został wprowadzony do dyszy w pobliżu przewężenia, co gwarantuje pozyskanie przez jego cząstki wysokiej prędkości. w metodzie lpcs stosuje się ciśnienie do 0,9 mpa. temperatura podgrzania gazu mieści się w przedziale od temperatury otoczenia do 650°c [1÷3]. zaleca się stosowanie mieszaniny proszku metalu z ceramiką, co pozwala uzyskać korzystniejsze właściwości naniesionej warstwy [3]. mechanizm łączenia następuje wskutek intensywnej, lokalnej deformacji materiału na granicy cząstki i podłoża, zachodzącej podczas uderzenia ziarna w podłoże. dochodzi wtedy do powstania pasm adiabatycznego ścinania. umożliwia to usunięcie tlenków przez tworzącą się wypływkę i tym samym zetknięcie czystych metalicznie powierzchni [4, 5]. poza połączeniem mechanicznym dodatkowo mogą wystąpić inne mechanizmy wiązania, np. lokalne wiązanie metalurgiczne, o którym pisze hussain [6]. na wartość adhezji ma wpływ wiele parametrów, do których można zaliczyć m.in: materiał podłoża i jego przygotowanie, materiał natryskiwanego proszku, parametry procesu, podgrzanie podłoża przed natryskiwaniem czy też obróbkę cieplną naniesionych warstw. innym czynnikiem mającym wpływ na przyczepność powłok w przypadku metody niskociśnieniowej jest ilość dodatku ceramiki do proszku metalicznego. spełnia ona trzy funkcje: aktywuje powierzchnie usuwając tlenki, ubija cząstki metalu, jak również zapobiega zapychaniu dyszy. dlatego wraz ze wzrostem zawartości ceramiki w proszku dochodzi do znacznej poprawy właściwości adhezyjnych powłoki [3, 7÷15]. najkorzystniejsze właściwości zaobserrys. 1. metoda niskociśnieniowego natryskiwania na zimno lpcs [2] fig. 1. low pressure cold spraying method (lpcs) [2] wowano w przypadku dodatku 50% obj. ceramiki al2o3 [9]. dodatkowo wraz ze wzrostem fazy ceramicznej obserwowano zmianę typu pękania w próbach odrywania powłok z adhezyjnego na kohezyjny w warstwie aluminiowej [10]. podawane aktualnie w literaturze wartości adhezji dla procesu niskociśnieniowego natryskiwania na zimno sięgają nawet powyżej 60 mpa dla warstw cynku i aluminium [2, 7÷13], co wynika z zastosowania domieszki ceramiki. przyczepność warstw miedzi jest znacznie niższa i zależy od postaci zastosowanego proszku. w przypadku proszku o składzie cu + 50% al2o3 naniesionego na piaskowane podłoże stalowe przyczepność wynosi odpowiednio 32 mpa dla proszku sferycznego cu o granulacji -25+5 µm oraz 18 mpa dla proszku dendrytycznego cu o granulacji -63 µm [9]. wciąż jednak w literaturze jest niewiele informacji na temat przyczepności powłok, jej związku z parametrami procesu, jak również materiałem podłoża i natryskiwanego proszku. szczególnie niewiele informacji na ten temat dotyczy warstw naniesionych metodą niskociśnieniowego natryskiwania na zimno. stąd też w niniejszym artykule skupiono się na badaniu przyczepności warstw naniesionych z dendrytycznego proszku miedzi w dwóch postaciach, czystego cu oraz mieszanki cu + al2o3. metodyka badań warstwy natryskiwano za pomocą urządzenia do niskociśnieniowego natryskiwania na zimno dymet 413. urządzenie to wyposażone jest w palnik z wewnętrznie osadzoną nagrzewnicą oraz dyszą de lavala o średnicy wylotowej ø5 mm. palnik podłączony był do manipulatora pracującego w 3 osiach (x, y, z). jako gaz roboczy wykorzystano powietrze. parametry natryskiwania zestawiono w tablicy i. schemat ułożenia poszczególnych przejść palnika względem podłoża przedstawiono na rysunku 2. odległość między ściegami wynosiła 3,7 mm, dzięki czemu poszczególne ściegi nachodziły na siebie. rys. 2. schemat ułożenia poszczególnych przejść palnika fig. 2. arrangement of individual burner passes 49przegląd spawalnictwa 2/2014 proszek liczba warstw w powłoce podgrzanie podłoża parametr procesu temperatura gazu t, °c ciśnienie gazu p, mpa odległość palnika od podłoża l, mm masowe natężenie podawania proszku m, g/min prędkość liniowa palnika v, mm/min cu+al2o3 1 – 600 0,9 10 40 10 cu 3 100°c w badaniach zastosowano komercyjnie dostępne proszki następujących metali: 50% cu + 50% obj. al2o3 o granulacji -45+15 µm (wartość średnia 27 µm) oraz cu o granulacji -50+15 µm (wartość średnia 31 µm, rys. 3). oba proszki zostały wytworzone w sposób redukcji elektrochemicznej, z tym że proszek cu (rys. 3b) z dodatkowym rozdrabnianiem. proszek al2o3 był przygotowany w procesie kruszenia i pozyskał kształt nieregularny. materiał podłoża stanowił krążek ze stopu aluminium aa1350 (tabl. ii) o średnicy ø40 mm i grubości 7 mm. powierzchnia podłoża przed natryskiwaniem została odpowiednio przygotowana przez obróbkę strumieniowo-ścierną, dzięki czemu uzyskała chropowatość ra = 6,45 µm. badanie właściwości adhezyjnych wykonano dla powłok falistych, ponieważ powłoki łuszczyły się podczas procesu obróbki toczeniem. jako grubość wyjściową przyjęto 500 µm. dla każdej próbki wykonano taką liczbę warstw, aby ostateczna powłoka miała minimalną grubość ok. 500 µm. badania zostały wykonane przez próbę zrywania powłok, zgodnie z pn-en 582 natryskiwanie cieplne. określanie przyczepności metodą odrywania. wartość adhezji wyznacza się jako stosunek maksymalnego obciążenia do powierzchni przekroju próbki. próba zrywania służy do oceny wpływu materiału warstwy oraz podłoża, jak również warunków procesu natryskiwania [16]. do przygotowania próbek wykorzystano klej utwardzalny na zimno distal o średniej wytrzymałości 50 mpa. mikrostrukturę oraz mikrotwardość badano w powłokach wykonanych z jednej warstwy. badania metalograficzne przeprowadzono na skaningowym mikroskopie elektronowym (sem) phenom g2 pro. pomiar mikrotwardości wykonano na digital micro hardness tester mmt-x7 firmy matsuzawa co., ltd. przekroje metalograficzne przed analizą były trawione zgodnie z pn-75/h-04512, natomiast mikrotwardość mierzono wg pn-en iso 6507-3:2007p. tablica i. parametry procesu lpcs table i. lpcs process parameters a) b) cu → al2o3 → rys. 3. morfologia proszków zastosowanych w procesie natryskiwania lpcs: a) cu + al2o3, b) cu fig. 3. powders morphology used in lpcs process: a) cu + al2o3, b) cu si fe cu mn cr zn ti al 0,12 0,24 0,02 0,01 0,01 0,07 0,02 reszta tablica ii. skład chemiczny stopu aluminium aa1350 (wt. %, wg pn-en 573-3:2010p) table ii. chemical composition of aluminium alloy aa 1350 (wt. %, acc. to pn-en 573-3:2010p) 50 przegląd spawalnictwa 2/2014 analiza wyników badań wyniki badań przyczepności warstw do podłoża przedstawiono w tablicy iii. na podstawie uzyskanych wyników można zauważyć, że dodatek korundu do proszku ponad dwukrotnie zwiększył przyczepność uzyskanych powłok. należy podkreślić, że w przypadku budowania powłok z proszku cu, uprzednio należało podgrzać podłoże do temperatury 100°c przed natryskiwaniem. w przeciwnym przypadku energia procesu była zbyt niska i ziarna odbijały się od podłoża. obecność ceramiki w powłoce cu + al2o3 przyczyniła się znacznie do wzrostu przyczepności, dla której uzyskano średnią wartość 24,81 mpa. natomiast w przypadku powłok natryskiwanych samym proszkiem cu średnia przyczepność osiągnęła zaledwie 10,87 mpa. powłoki natryskiwano, wykonując pierwszy ścieg w osi próbki, co miało umożliwić równomierny rozkład ciepła w materiale podłoża. większa ilość ciepła podwyższa energię procesu, dzięki czemu uzyskuje się wyższą wydajność natryskiwania oraz przyczepność do podłoża. na rysunku 4 przedstawiono przełomy warstw. powłoka wykonana z czystej miedzi ma typowo adhezyjny przełom, natomiast powłoka cu + al2o3 adhezyjno-kohezyjny. jak można zauważyć, w obu powłokach zerwanie zapoczątkowane jest w miejscach rozpoczęcia nakładania pierwszego ściegu, który oznaczono strzałkami. w przypadku powłoki cu + al2o3 przełom adhezyjno-kohezyjny postępuje od podłoża do wewnętrznej części powłoki. w obszarach, gdzie podłoże było bardziej nagrzane, doszło do zerwania kohezyjnego. prawdopodobnie zwiększenie energii procesu przez podgrzanie podłoża w obu przypadkach do temperatury powyżej 100°c powinno zwiększyć przyczepność warstwy. uzyskane mikrotwardości obu warstw odbiegały znacznie od mikrotwardości zastosowanego proszku, która wynosiła odpowiednio dla cu z mieszanki 72,2 hv0,01 (odch. stand. 9,94) oraz cu czystego 78,1 hv0,01 (odch. stand. 8,6). dla warstw cu + al2o3 wartość mikrotwardości mieści się w przedziale 119,4 hv0,2÷129,0 hv0,2, natomiast w przypadku zastosowania proszku cu w przedziale 120,3 hv0,2÷121,8 hv0,2. wyższa mikrotwardość materiału w warstwie spowodowana jest zgniotem podczas natryskiwania, co wywołuje utwardzenie. w przypadku warstw zawierających korund odnotowano wyższą mikrotwardość w strefie przejściowej między podłożem a warstwą, czyli w obszarze tzw. międzywarstwy, co wynika z obecności ceramiki w natryskiwanym proszku (rys. 5). korund lokalnie wbijał się w podłoże, powodując intensywniejszy zgniot cząstek cu. proszek próba grubość powłoki, µm siła zrywająca n przyczepność powłoki, mpa wartość średnia mpa odchylenie standardowe min max cu 1 510 960 13 340 10,62 10,87 0,572 480 880 13 160 10,47 3 470 760 14 470 11,51 cu + al2o3 1 470 860 28 820 22,93 24,81 1,692 490 1120 31 760 25,27 3 470 980 32 950 26,22 a) b) rys. 4. wyniki próby zrywania warstw lpcs: a) cu + al2o3, b) cu fig. 4. results of lpcs coatings pull-off tests: a) cu + al2o3, b) cu tablica iii. wyniki próby zrywania warstw table iii. results of coating pull-off tests rys. 5. wyniki pomiarów mikrotwardości fig. 5. results of microhardness measurements 51przegląd spawalnictwa 2/2014 grubość warstw wykonanych z proszku cu + al2o3 mieściła się w przedziale 470÷1120 μm. badania metalograficzne wykazały, że mimo postaci dendrytycznej proszku warstwa zawiera zadowalającą strukturę wolną od porów (rys. 6). czarne nieregularne punkty w mikrostrukturze to faza al2o3. można zaobserwować, że drobne ziarna korundu osadzają się w dużej ilości między poszczególnymi ziarnami miedzi, tworząc lokalne zbrojenia. lokalne aglomeracje ceramiki mogą doprowadzić do powstania kruchego obszaru w strukturze warstwy. na rysunku 6b zaznaczono obszar miedzi bez korundu, która niemal całkowicie wypełnia przestrzeń w warstwie. spowodowane jest to dodatkowym zgniotem, który powoduje obecność ceramiki w proszku. przeprowadzono również analizę zawartości korundu przy powiększeniu warstwy 550x. okazuje się, że w naniesionej warstwie występuje jedynie ok. 10% al2o3. porównując z mieszanką proszku, gdzie występowało 50% al2o3 (obj.), jest to znaczny rys. 6. sem warstwy cu + al2o3, powiększenie: a) 1000x, b) 6000x fig. 6. sem images of cu + al2o3 coating magnified: a) 1000x, b) 6000x rys. 7. sem warstwy cu, powiększenie: a) 1000x b) 5000x fig. 7. sem images of cu coating magnified: a) 1000x, b) 5000x spadek. większa część korundu z proszku odbija się od warstwy, stanowiąc ubytek materiału przy natryskiwaniu. warstwy cu miały grubość 149÷385 μm. cząstki proszku tworzą zadowalającą strukturę, jednak widać większą ilość porów niż w warstwach z domieszką ceramiki (rys. 7). potwierdziła to analiza porowatości w obu warstwach. w przypadku powłok budowanych z samego proszku cu porowatość wyniosła aż 20% (rys. 7b), natomiast dla powłok zawierających korund porowatość osiągnęła 6%. twardość obu zastosowanych proszków była na zbliżonym poziomie, stąd decydujący wpływ na równomierne wypełnienie warstwy musiała mieć domieszka ceramiki w proszku. ponadto ceramika zwiększyła trzykrotnie wydajność procesu. w celu wykonania powłoki o grubości 500 µm z proszku al2o3 wystarczyło nanieść jedną warstwę. w przypadku zastosowania proszku bez korundu konieczne było osadzenie trzech warstw. a) b) a) b) 52 przegląd spawalnictwa 2/2014 wnioski badania wykazały, że proszek cu + al2o3 pozwala uzyskać powłoki o ponad dwukrotnie wyższej przyczepności do podłoża, dochodzącej do 25 mpa, od powłok wykonanych z samej miedzi. zastosowana domieszka ceramiki ma korzystny wpływ nie tylko na wzrost przyczepności powłoki. powoduje również zmniejszenie zawartości porów w uzyskanej powłoce, a także znaczne zwiększenie wydajności procesu, co widać po liczbie naniesionych warstw w celu uzyskania powłoki o grubości 500 µm. warstwy lpcs cechują się wysoką twardością, która przekracza niemal dwukrotnie twardość materiału rodzimego proszku. wynika to z intensywnego zgniotu i odkształcenia ziaren podczas natryskiwania. należy podkreślić, że obecność fazy korundu w proszku metalu nie spowodowała znacznego wzrostu twardości metalu w powłoce. analiza mikrostrukturalna pokazała, że naniesione powłoki z proszku cu + al2o3 cechują się dużą gęstością i małą porowatością. powłoki wykonane z miedzi bez dodatku korundu nie wypełniają równomiernie przestrzeni w warstwie, czego skutkiem jest większa porowatość. literatura [1] t. schmidt, f. gärtner, h. assadi, h. kreye, development of a generalized parameter window for cold spray deposition, acta mater. 54, 2006, s. 729÷742. [2] xian-jin ning, jae-hoon jang, hyung-jun kim, the effects of powder properties on in-flight particle velocity and deposition process during low pressure cold spray process, applied surface science, 2007, vol. 253, s. 7449÷7455. [3] h. koivuluoto, j. lagerbom, m. kylmalahti, p. vuoristo, microstructure and mechanical properties of low-pressure cold-sprayed (lpcs) coatings, journal of thermal spray technology, vvol. 17 (5÷6), 2008, s. 721÷727. [4] h. assadi, f. gärtner, t. stoltenhoff , h. kreye, bonding mechanism in cold gas spraying, acta materialia 51 (2003), s. 4379÷4394. [5] m. grujicic, c.l. zhao, w.s. derosset, d. helfritch, adiabatic shear instability based mechanism for particles/substrate bonding in the cold-gas dynamic-spray process, materials and design 25 (2004), s. 681÷688. [6] t. hussain, d. mccartney, p. shipway, d. zhang, bonding mechanisms in cold spraying: the contributions of metallurgical and mechanical components, j. therm. spray technol., 18(3), 2009, s. 364÷379. [7] h. mäkinen, j. lagerbom, p. vuoristo, adhesion of cold sprayed coatings: effect of powder, substrate, and heat treatment, thermal spray 2007: global coating solutions: proceedings of the 2007 international thermal spray technology, 2007, beijng, china. [8] x.-j.ning, j.-h. kim, h.-j. kim, c. lee, characteristics and heat treatment of cold-sprayed al–sn binary alloy coatings, applied surface science 255 (2009), s. 3933÷3939. [9] h. koivuluoto, p. vuoristo, effect of powder type and composition on structure and mechanical properties of cu+al2o3 coatings prepared by using low-pressure cold spray process, journal of thermal spray technology, vol. 19 (5), 2010, s. 1081÷1092. [10] q. wang, k. spencer, n. birbilis, m.-x. zhang, the influence of ceramic particles on bond strength of cold spray composite coatings on az91 alloy substrate, surface & coatings technology 205 (2010), s. 50÷56. [11] k. spencer, d.m. fabijanic, m.-x. zhang, the use of al–alo cold spray coatings to improve the surface properties of magnesium alloys, surface & coatings technology, vol. 204, 2009, s. 336–344. [12] e. irissou, j.-g. legoux, b. arsenault, ch. moreau, investigation of al-al2o3 cold spray coating formation and properties, journal of thermal spray technology, vol. 16 (5-6), 2007, s. 661÷668. [13] h. koivuluoto and p. vuoristo, effect of ceramic particles on properties of cold-sprayed ni-20cr+al2o3 coatings, journal of thermal spray technology, vol. 18 (4), 2009, s. 555÷562. [14] l. pawłowski, the science and engineering of thermal spray coatings, john wiley & sons ltd, chichester, 2007. [15] r.g. maev, v. leshchynsky, introduction to low pressure gas dynamic spray, wiley-vch verlag gmbh & co. kgaa, weinheim, 2008. [16] norma pn-en 582: natryskiwanie cieplne. określanie przyczepności metodą odrywania, polski komitet normalizacyjny. miesięczne i roczne spisy treści oraz streszczenia artykułów opublikowanych w przeglądzie spawalnictwa są dostępne na stronie internetowej: www.pspaw.ps.pl welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(4) 2019 69 doi http://dx.doi.org/10.26628/wtr.v91i4.1012 article properties of weld overlays on regenerated wheel hub of a mining vehicle andrzej ambroziak1, artur lange1,*, piotr białucki1, michał kaczmarek1 1 wrocław university of science and technology, poland prof. andrzej ambroziak, andrzej.ambroziak@pwr.edu.pl dr. piotr białucki, piotr.bialucki@pwr.edu.pl michał kaczmarek, 229114@student.pwr.edu.pl * correspondence: dr. artur lange, artur.lange@pwr.edu.pl abstract: the paper presents problems related to the regeneration of wheel hubs for mining machinery vehicles carried out with arc welding using the mag method. hubs made of medium-carbon cast steel, type lii500, were weld surfaced with filler metal grade of g4si. the tests were aimed at determining welding imperfections and metallographic properties of the surfacing welds. the influence of heat treatment on the properties of surfacing was investigated. hardness distributions in welded hubs after various heat treatment operations were determined. recommendations for the technology of weld surfacing the wheel hubs were formulated. keywords: hardfacing; surface modification; pad welding; remanufacturing; coatings introduction the hardfacing processes are an increasingly used method of restoring operational properties of machine parts [7÷9]. working machines used in the mining industry, and in particular those working directly in the extraction of spoil in mining conditions, are subjected to very difficult conditions that occur during operation. intensive wear is caused by parts exposed to direct contact with spoil, such as parts of loaders [1,2], walls of haulage trucks boxes [3,4], as well as parts of the transmission system of machines transporting spoil [1,2]. welding is a commonly used technology for the repair of mining machinery parts [5,10,12]. all machine elements are subjected to very heavy loads resulting from the large load capacity of haulage vehicles moving on uneven and heterogeneous ground. one of the most important parts of the suspension system of mining vehicles is the wheel hub. figure 1 shows an example of a mining machine whose hubs are regenerated. as a result of wear of the surface of the bearings, looseness in the suspension increases and the driving properties of the vehicle deteriorate significantly. therefore, it is necessary to ensure the proper technical condition of the vehicle enabling its permanent and safe operation. due to the different degree of wear of the wheel hub, two solutions are possible, namely replacement for a new part or its regeneration, which is not only a more economical option, but can also improve the properties of the hub. an additional benefit is that repairs of mining machines can also be made on site in an underground workshop. fig. 1. wkpl-28 haulage truck subject of the research the subject of the research was a regenerated wheel hub of a haulage truck, which is shown in figure 2. regeneration consisted of applying a metal layer in the mag welding process. the hub was made of medium-carbon construction cast steel. the surfacing was made in mine conditions underground. in the welding process, a welding wire, ø1,0 mm, grade g4s1 was used. a gas mixture of ferroline c18, messer, http://dx.doi.org/10.26628/wtr.v91i4.1012 mailto:andrzej.ambroziak@pwr.edu.pl mailto:piotr.bialucki@pwr.edu.pl mailto:229114@student.pwr.edu.pl mailto:artur.lange@pwr.edu.pl welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(4) 2019 70 which is a mixture of 18% carbon dioxide in argon, was used as the shielding gas. the padding welds were laid in one layer. fig. 2. a fragment of the wheel hub after weld surfacing the seats under the bearing before machining in the process, the stel max 503 ip 54-atx device was used as the power source, with the addition of id weld 2501 (fig. 3). fig. 3. device for orbital welding with the gma method of internal and external surfaces id weld 2501 as part of the renovation of the hub, the following works were carried out: 1. washing the hub; 2. disassembly of bearing rings and brake disc; 3. sandblasting of the hub; 4. damage verification; 5. preparation of welding sockets; 6. hardfacing the sockets under the bearing with an automatic padding machine; 7. effusing of the sockets; 8. protection of the surface before painting; 9. painting the hub; 10. mounting of bearing rings and assembly of a new brake disc. chemical composition analysis the analysis of the chemical composition (table i) of the hub material and the padding weld layer was carried out using the spectral method using a leco gds-750-qdp glow discharge spectrometer. after the analysis of the chemical composition, it was found that the material of the hub corresponds to the mediumcarbon cast steel, type lii500, according to the requirements of pn-h-830152: 1985, and the padding weld material corresponds to a partial mixing of the cast steel with the g4s1 grade alloy wire. welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(4) 2019 table i. analysis of the chemical composition of the wheel of a haulage truck c si mn p s mo cr ni cu al padding weld 0.16 0.61 1.10 0.121 0.040 0.02 0.06 0.03 0.10 0.01 hub 0.32 0.32 0.61 0.223 0.032 0.04 0.12 0.04 0.09 0.04 pn-h-83152 0.15÷0.30 0.20÷0.50 0.40÷0.90 0.06 0.04 0.10 0.40 0.35 0.30 – noteworthy is the high content of phosphorus in the cast steel, which may be the reason for high sensitivity to cracks in the padding weld and in the mixing layer. however, the presence of such cracks in the padding weld areas was not found, but hot cracks were noted in the material of the hub, as shown in figure 14. macroscopic examinations macroscopic examinations were carried out according to pn-en 1321:2000 using the zx7 olympus stereoscopic microscope on the cross-sections of the hardfaced hub, shown in figure 4. fig. 4. view of the cross-section of the wheel hub after weld surfacing: a) the outer side, b) the inner side. etched with 10% nital due to the uneven internal wear of the hub, the padding welds have a completely different shape. the hub bore from the inside is subject to greater wear and requires a thicker padding weld to be laid than the outside. sometimes it forces the creation of an additional layer in order to obtain the proper diameter of the hub before machining. macroscopic tests confirmed greater unevenness of the layers and showed the need for proper preparation of the hub bores before the regenerative deposition process. regeneration layer, created on the outside, is characterized by high uniformity of the surface and evenness of the amount of heat introduced. the internal side requires additional regeneration processes increasing costs and extending the repair time, in addition there is a higher probability of cracks due to the inhomogeneous amount of heat introduced. macroscopic examinations additionally revealed some shortcomings in the hardfacing technology, i.e. blister at the fusion border (fig. 5), lack of fusion and emptiness in the corner (fig. 14). welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(4) 2019 72 fig. 5. view of the cross-section of the wheel hub weld surfacing in selected places of padding welds: a) outer side – end edge, b) inner side end edge; c) inner side internal corner. etched with 5% nital. hardness hardness was measured using the vickers method according to pn-en iso 9015-2:2011 at 10 n load on the sinowon hvs-1000 hardness tester. samples for hardness measurements were taken from the locations shown in figure 6. the distribution of hardness on the cross-section of the hardfaced sample was made on raw samples (samples a, c and g), on stress relief annealed samples (samples e and f) and on samples after normalizing annealing (samples b, d). the annealing treatment of samples was carried out in accordance with the recommendations of pn-h-83152 for cast steel lii500, stress relief annealing temperature 600 °c, and normalizing annealing 920 °c. distributions of hardness in the tested samples are presented in figures 7÷9. fig. 6. place and type of sample for metallographic section and microhardness measurements: b, d, g – after weld surfacing, a, c ‒ after normalizing annealing, e, f after stress relief annealing hardness measurements showed that samples in the raw state after hardfacing were characterized by a sharp increase in hardness of up to 536 hv1 in the haz under the last bead (series 1 in fig. 7). on the other hand, underneath the earlier beads there was a decrease in hardness caused by the thermal effect of the next bead. in the case of padding weld, the hardness was about 220 to 255 hv1, while the hardness of the material of the hub was between 150 and 175 hv1. due to the fact that the welding of the hub was carried out without preheating, additional tests were carried out to determine the impact on the material structure and its hardness of possible post-weld heat treatment, including stress relief annealing and normalizing annealing. fig. 7. distribution of hardness on the cross section of the sample of the hub in the state after weld surfacing. sample "b" from the outside of the hub examination of the samples after stress relief annealing at 600 °c showed a significant decrease in the hardness of the haz under the last bead from approx. 536 hv1 to 293 hv1 (fig. 9). there was a slight decrease in the hardness of the padding weld and the native material of the hub by an average of about 20 hv1. sample „b” after hardfacing haz pad weld substrate h a rd n e ss , h v 1 distribution of measuring points welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(4) 2019 however, normalizing annealing at 920 °c resulted in complete softening of the material and alignment of hardness in the entire area of padding weld-haz-hub (fig. 8). hardness varies from 155 hv1 to 186 hv1. fig. 8. distribution of hardness on the cross-section of the sample of the hub in the normalized annealed condition after weld surfacing. sample "a" from the outside of the hub fig. 9. distribution of hardness at the cross-section of the sample of the hub in the stress relief annealed condition after surfacing. sample "e" from the inside of the hub microscopic examinations microscopic observations were made according to pn-en 1321:2000 on metallographic samples a÷g (fig. 6) using the zeiss neophot 32 light microscope. figure 10 shows the padding weld microstructure in the raw state after hardfacing sample "b". there is a dendritic ferritic structure with a direction of grain in accordance with the direction of heat dissipation in the padding weld (fig. 10a), there is a martensitic structure in the haz (fig. 10b), whereas in the material of the hub (fig. 10c) there is a ferrite-perlitic structure with the participation of ferrite in widmannstätten system. inside the material of the native hub, the occurrence of local hot cracks can be seen (fig. 14), which, however, do not reach the surface of the material and do not combine with the padding weld. figure 11 shows the microstructure of the hardfaced hub after stress relief annealing. no major changes were observed in the structure of individual hub material zones. however, the hardness distribution (fig. 9) shows that stress relaxation caused by hardfacing occurred and the hardness decreased to below 300 hv1 level in the haz zone. hardfacing of the hub in the underground workshop in the mine is carried out without preheating, although the carbon equivalent of ce=0.454% indicates conditional weldability requiring possible preheating before hardfacing. the pre-heating temperature calculated with the seferian formula is 164 °c. however, the non-use of pre-heating results from the difficulty of performing such a procedure in underground conditions in the mine, and in addition thermal radiation of the heated hub would hinder the positioning of the welding device on it. sample „a” after hardfacing sample „e” after stress relief annealing haz haz pad weld pad weld substrate substrate h a rd n e ss , h v 1 h a rd n e ss , h v 1 distribution of measuring points distribution of measuring points welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(4) 2019 74 due to the fact that machining after the hardfacing process releases stresses, which may result in deformations or cracks, it would be advisable to carry out stress relief annealing. as a result of such annealing, the shape and dimensions of the hub will stabilize, and removal of the surplus of the padding weld's layer by cutting will not cause deformation of the hub bore. fig. 10. pad weld: a) last stitch, b) haz + last stitch, c) base material of hub mag. x200. etched with 5% nital welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(4) 2019 fig. 11. weld overlay after stress relief annealing: a) last stitch, b) swc + last stitch, c) base material of hub. mag. x200. etched with 5% nital from the microscopic observation of the native material of the hub in the raw state, it follows that the casting was not subjected to heat treatment by normalization, and widmannstätten's structure size indicates that it was also not stress relief annealed. in the case of steel castings, not only normalizing annealing is used, but also thermal improvement aimed at improving mechanical properties [6]. for testing purposes, the comparison of structures and properties of the hub material, depending on the heat treatment, stress relief and normalization annealing of welded samples was performed. the appearance of the sample structures after normalization is shown in figure 12. the fragmentation of grains after heat treatment can be seen. fig. 12. weld overlay after normalizing annealing: a) last stitch, b) swc + last stitch, c) base material of hub. mag. x200. etched with 5% nital despite the lack of preheating of the hub before hardfacing, no cracking in the padding weld or in the haz was found. however, the lack of such heating was the reason for welding incompatibilities when welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(4) 2019 76 laying the first bead on the cold hub (cracking, lack of fusion, blisters) (fig. 13). the avoidance of such incompatibilities is possible by increasing the linear energy of the hardfacing in the first weld bead. fig. 13. weld overlay as welded in the first stitch. mag. x33. etched with 5% nital fig. 14. the base material of the hub in the raw state. view of a hot crack. mag. x200. etched with 5% nital summary mining machine wheel hubs are made of medium-carbon cast steel, type lii500. the dependence of mechanical properties of the cast steel on the applied heat treatment after casting has a big impact on their structure, mechanical properties, and especially on weldability. the carbon equivalent of 0.454% resulting from the chemical composition of the tested cast indicates conditional weldability. in this case, the preferred material structure in terms of welding is the fine-grained structure after normalization or at least the casting should be subjected to stress relief annealing. metallographic examinations have shown that the native material of the hub does not indicate that the casting has been subjected to any of the aforementioned heat treatments. comparative studies of steel structures after various types of heat treatment showed that there is a coarse-grained ferritic-pearlitic structure with ferrite in the widmannstätten system in the hub material. however, after the normalizing heat treatment, there was a clear change in the structure to the fine-grained ferrite-pearlite structure. the stress relief annealing did not cause a visible change in the structure of the hub cast, but there was a marked change in hardness. noteworthy is the unfavourable phenomenon of the presence of hot cracks (fig. 14) in the native material of the raw casting, caused by the high content of phosphorus in the material (table i). the performed tests allowed to detect significant, albeit few, incompatibilities such as blisters, lack of fusion, cracks, lack of penetration and other discontinuities in the structure of the welded hub element. the lack of pre-heating was the reason for welding incompatibilities when laying the first stitch on a cold hub (cracking, lack of fusion, blisters, fig. 13). the avoidance of such incompatibilities is possible by increasing the linear energy of the welding in the first weld bead. welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(4) 2019 the occurrence of some non-conformities, such as lack of fusion and cracks is unacceptable and involves disqualification of the element and the need to re-execute selected parts of the padding weld, which significantly extends the repair time and drastically increases the cost of its implementation. the research results indicate that in order to reduce the occurrence of nonconformities, in the future, the preheating of the hub in the range of 150÷180 °c should be included in the hardfacing process. in spite of the abovementioned irregularities in the structure of the hub, the tests have shown that it is possible to fully regenerate the hub bores of mining vehicles directly at the bottom of the mine. the limited weldability of the native material of hub, however, allows hardfacing to be carried out also without pre heating, but it requires significant changes in the hardfacing technology, including a very scrupulous technological rigor, which becomes very problematic in mine conditions. undoubtedly, the most expedient would be to use at least preheating before the hardfacing process, and an even better would be an additional stress relief annealing of the hub after the hardfacing process. although it generates higher production costs initially, it avoids deformation of the bore during machining caused by a change in the stiffness of the local cross-section of the hub and making the bore in the required tolerance for the bearing. references 1. rusiński e.; lewandowski t.; białucki p.; kozerski s.; malcher k.; słomski w. review of technologies of repairs and overhauls of mining machines in the aspect of minimizing underground spa-fighting work. raporty inst. konstr. ekspl. masz. pwroc. 2001 ser. spr nr 53, 93 s. : rys., tab., bibliogr. 4 poz. rodzaj pracy: raporty serii spr 2. rusiński e.; lewandowski t.; białucki p.; kozerski s.; malcher k.; słomski w. review of technologies for repairs and overhauls of mining machines in the aspect of minimizing underground spa work: stage ii. raporty inst. konstr. ekspl. masz. pwroc. 2002 ser. spr nr 31, 148 s. : rys. rodzaj pracy: raporty serii spr 3. szczepaniuk p. welding technology of selected mining car subassemblies. m. sc. thesis pwr, 2005, promotor dr inż. piotr białucki. 4. dobrzański a. developing technology for repairing the loader work system. m. sc. thesis pwr, 2006, promotor dr inż. piotr białucki 5. białucki p. rozdz. pt. repair surfacing of surface elements in the book maintenance strategy in the movement of opencast mining machinery and equipment with a high degree of technical degradation. red. dionizy dudek. wrocław: publishing house of wrocław university of science and technology 6. żuk m., dojka r. repair welding of cast steel g20mn5. welding technology review, 2018, vol. 90(5), 112-116. [crossref] 7. chmielewski t., golański d. znaczenie spawalnictwa w procesie remanufacturingu. welding technology review 2011, vol. 83(6), 29-32. 8. kuzniecow v.d. problemy regeneracyjnego napawania. welding technology review, 2011, vol. 83(10), 4-7. 9. kolasa a.; sarnowski t.; cegielski p. zautomatyzowana regeneracja metodami spawalniczymi zużytych powierzchni części maszyn. welding technology review, 2015, vol. 86(1), 50-57. 10. selection guide to lincoln hardfacing materials and procedures; publication c7.710. issue date 06/14. © lincoln global inc. 11. lazić v.; sedmak a.; nikolić r.r.; mutavdžić m.; aleksandrović s.; krstić b.; milosavljević d. selection of the most appropriate welding technology for hardfacing of bucket teeth. materials and technology, 2015, vol. 49(1), 165-172. [hyperlink] 12. chippendale d. cost reduction to the mining industry through the use of hardfacing ground engaging tools. http://www.arm.com.au/image/data/25-brochures%20and%20cost%20analysis%20thesis/thesis.pdf © 2019 by the authors. submitted for possible open access publication under the terms and conditions of the creative commons attribution (cc by) license (http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/). http://www.pspaw.wip.pw.edu.pl/index.php/pspaw/article/view/910 http://www.tribology.rs/journals/2011/2011-1/3.pdf http://www.arm.com.au/image/data/25-brochures%20and%20cost%20analysis%20thesis/thesis.pdf ps 4 2018 www.pdf 66 przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 stosowanie i wytwarzanie układów trójwarstwowych  do budowy elementów aparatury procesowej  application and manufacture of three-layer systems for the construction of process equipment components dr inż. anna pocica – politechnika opolska, inż. tomasz groński – zakład technologii wysokoenergetycznych explomet. autor korespondencyjny/corresponding author: tomasz.gronski@gmail.com streszczenie w pracy przedstawiono wyniki badań makroskopowych, mikrotwardości, określono własności mechaniczne dwóch układów trójwarstwowych składających się z cyrkonu-tytanu-stali i tytanu-stali-stali po platerowaniu wybuchowym zginania oraz odrywanie, a także analizę równoważnej grubości przetopień rgp. słowa  kluczowe: zgrzewanie wybuchowe; obserwacje makroskopowe; badania mechaniczne; badania mikrotwardości; analiza rgp abstract the work presents the results of the research of macroscopic, microhardness tests, rgp penetration thickness analysis and mechanical properties of two three-layer systems consisting of zirconium-titanium-steel and titanium -steel-steel after explosion cladding. keywords: explosive welding; macroscopic observation; mechanical testing; hardness testing; analysis of rgp wstęp współczesna praktyka zna wiele metod zgrzewania. zaliczamy do nich m.in. zgrzewanie elektryczne, gazowe, oporowe, czy wybuchowe. zasadniczą cechą trzech pierwszych sposobów jest wykorzystanie ciepła do uzyskania połączenia materiałów. w przypadku zgrzewania wybuchowego ciepło odgrywa drugorzędną rolę a bywa, że jest wręcz szkodliwe dla uzyskania poprawnych właściwości złącza. zasadnicze znaczenie ma ciśnienie w punkcie kontaktu zderzających się materiałów. taki mechanizm umożliwia uzyskanie połączeń materiałów, których nie da się połączyć pozostałymi wymienionymi metodami [1,2]. platery są wykorzystywane do budowy elementów aparatury chemicznej i procesowej. technologia pozwala na wytwarzanie ścian sitowych wymienników ciepła, dennic i zbiorników, zwijanych na walcach płaszczy aparatów. platerowanie wybuchowe służy również do wytwarzania złączy i styków prądowych oraz łączników spawalniczych [3]. koszt produkcji sprawia, że technologia ta w dużej mierze jest opłacalna. dzięki niej można oszczędzać materiały deficytowe, które są stosunkowo drogie. elementy platerowane wybuchowo w głównej mierze znajdują zastosowanie w środowiskach agresywnych. materiał podstawowy z reguły ma większą grubość niż materiał nakładany oraz lepsze własności wytrzymałościowe. z kolei materiał nakładany cechuje się znaczną odpornością na korozję czy przewodnością elektryczną [4]. anna pocica, tomasz groński przeglad welding technology review badania własne badaniom poddano plater trójwarstwowy składający się z cyrkonu, tytanu oraz stali. materiałem nakładanym był cyrkon (zr 700) o grubości 10 mm. warstwę pośrednią stanowił tytan (ti gr.1) o grubości 5 mm. materiałem podstawowym była stal ferrytyczno-austenityczna (ldx) o grubości 150 mm. kolejnym badanym trimetalem był układ składający się z tytanu, stali austenitycznej i stali duplex (ldx). materiałem nakładanym był tytan (ti gr.1) o grubości 10 mm. warstwę pośrednią stanowiła stal 304l o grubości 4 mm. materiałem podstawowym była stal ferrytyczno-austenityczna (ldx) o grubości 220 mm. skład chemiczny oraz własności mechaniczne stali podano w tablicach i i ii, a własności tytanu i cyrkony w tablicy iii. platery, wykonane w zakładzie technologii wysokoenergetycznych explomet w opolu, zostały poddane badaniom wytrzymałości na ścinanie, zginanie oraz odrywanie. ponadto wykonano badania metalograficzne makroskopowe, badania mikrotwardości i dokonano analizy równoważnej grubości przetopień rgp. badania mechaniczne zostały przeprowadzone na maszynie wytrzymałościowej z napędem hydraulicznym oraz zapisem cyfrowym. kształt, wymiary oraz schemat wykonania próby przedstawiono w pracy [5]. badania wytrzymałości na ścinanie można uznać za pozytywne, jeżeli ścięcie próbki będzie miało miejsce w złączu. doi:.http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v90i4 .886 67przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 rys. 1. złącze faliste zr-ti-ldx, pow. 50x fig. 1. corrugated joint of zr-ti-ldx, 50x mag. rys. 2. złącze faliste ti-304l-ldx, pow.50x fig. 2. corrugated joint of ti-304l-ldx, 50x mag. tablica iii. własności mechaniczne tytanu (tigr1) i cyrkonu (zr700) table iii. mechanical properties of titanium (tige1) and zirconium (zr700) w przypadku układów trójwarstwowych próbki do badań ścinania można stosować trzy rodzaje próbek: z materiału nakładanego, warstwy pośredniej lub warstwy pośredniej – materiału podstawowego. próbę przeprowadza się do momentu maksymalnego rozdzielenia materiału rejestrując największą wartość siły, przy której to nastąpiło. dla złącza zr-tildx wytrzymałość na ścinanie rs wynosiła 471 mpa, a ścinanie miało miejsce w złączu ti-ldx. plater ti-304l-ldx miał bardzo zróżnicowaną wytrzymałość na ścinanie. minimalna wartość rs wynosiła 112 mpa, a ścinanie miało miejsce w złączu ti-304l, maksymalna rs wynosiła 814 mpa, a ścinanie nastąpiło w warstwie stali 304l. badanie wytrzymałości na zginanie jest kolejną próbą przewidzianą w normach, mającą na celu ocenę jakości granicy połączenia. w przypadku materiałów platerowanych przepisy nie dopuszczają powstania rozwarstwienia w strefie połączenia. próbę przeprowadza się do momentu zgięcia próbki o kąt 180° lub do momentu wystąpienia rozwarstwień w strefie złącza. w przypadku plateru zr-ti-ldx nie stwierdzono wystąpienia wad, a kąt gięcia wynosił 180°. złącze ti-304l-ldx tylko w dwóch przypadkach nie wykazało wad, przy kącie gięcia 180°. pozostałe próbki rozwarstwiały się w złączu ti-304l, przy kącie 20÷25°. próba wytrzymałości na odrywanie jest dodatkową metodą sprawdzenia wytrzymałości złącza na rozciąganie obok próby zginania. dzięki tej próbie można wyznaczyć tablica i. skład chemiczny i własności mechaniczne stali ferrytyczno-austenitycznej (ldx) table i. chemical composition and machanical properties of ferriticaustenitic steel (ldx) tablica  ii. skład chemiczny i własności mechaniczne stali 304l table ii. chemical composition and mechanical properties of 304l steel skład chemiczny stali [%] c cr ni mo n mn 0,03 21,5 1,5 0,3 0,20÷0,25 5 właściwości mechaniczne rm, mpa re, mpa a, % twardość, hv 450 650÷850 30 227 skład chemiczny stali [%] c si mn p s cr ni n inne 0,03 1 2 0,045 0,03 18÷20 10÷12 0,11 – właściwości mechaniczne rm, mpa re, mpa a,% twardość, hv 220 520÷670 45 200 materiał rp0,2, mpa rm, mpa a, % hv tigr1 346 467 25,6 122 zr 700 150 308 38 170 obciążenie, które w stanie jest przenieść złącze. próbki wykorzystywane w próbie odrywania nie są objęte normą. w przypadku układów trójwarstwowych stosuje się dwa rodzaje prób: wykorzystujące materiał nakładany – warstwę pośrednią oraz warstwę pośrednią – materiał podstawowy. w przypadku badania makroskopowego obserwuje się miejsce oderwania oraz mierzy się maksymalną siłę, przy której następuje zniszczenie próbki. wytrzymałość na odrywanie ro złącza zr-ti-ldx wynosiła 419 mpa, a oderwanie nastąpiło w połączeniu ti-ldx. w drugim platerze minimalna wytrzymałość była równa 57 mpa, a maksymalna 327 mpa. oderwanie miało miejsce w połączeniu ti-304l. badania makroskopowe platerów powstałych w wyniku zgrzewania wybuchowego mają na celu obserwację fali powstałej w wyniku połączenia. do badań wykorzystano mikroskop optyczny, a zarejestrowane makrostruktury przedstawiono na rysunkach 1 i 2. w obu przypadkach przedstawione złącza faliste wskazują na poprawny dobór parametrów przy zgrzewaniu, a pewna ilość warstwy przetopionej jest dozwolona. badanie mikrotwardości wykonano na twardościomierzu innovatest, przy obciążeniu 5n. pomiary prowadzono na przekroju prostopadłym do powierzchni połączenia co 0,2 mm. wyniki pomiarów przedstawiono na rysunkach 3 i 4. analizę równoważnej grubości przetopień rgp wykonano zgodnie z metodyką przedstawioną w pracy [3]. stwierdzono, że we wszystkich złączach wartość rgp wahała się od 0,19 do 0,29 μm, czyli w badanych układach występuje mała ilości warstwy przetopionej. 68 przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 rys. 3. rozkład twardości w przekroju poprzecznym złącza zr-ti-ldx fig. 3. hardness distribution in cross-section of zt-ti-ldx joint rys. 4. rozkład twardości w przekroju poprzecznym złącza ti-304l-ldx fig. 4. hardness distribution in cross-section of ti-304l-ldx joint analiza wyników badań     przeprowadzone badania wykazały, że w wyniku zgrzewania wybuchowego uzyskano układy trójwarstwowe o fa listym charakterze połączenia, z małą ilością warstwy przetopionej. wytrzymałość trimetalu zr-ti-ldx na ścinanie wynosiła rs = 471 mpa i ponad trzykrotnie przekracza wymaganą przez normę astm b898 [6] wartość 140 mpa. drugi z badanych trimetali tylko w jednym przypadku nie spełniał warunków normy, a w pozostałych badanych próbkach wartość rs była zdecydowanie wyższa i wynosiła 217÷814 mpa. również przy badaniach wytrzymałości na odrywanie złącza zr-ti-ldx zanotowano zbliżone wartości, ro = 410mpa. w przypadku drugiego plateru wytrzymałość wahała się od 57 mpa do 327 mpa. niskie wartości wytrzymałości sugerują, że źle został przeprowadzony proces zgrzewania wybuchowego lub nieprawidłowo dobrano parametry zgrzewania. literatura [1] groński t.: stosowanie i wytwarzanie układów trójwarstwowych do budowy elementów aparatury procesowej, praca dyplomowa inżynierska, politechnika opolska, 2018. [2] prażmowski m., rozumek d., paul h.: static and fatigue tests of bimetal zr-steel made by explosive welding, engineering failure analysis vol. 75, pp. 71-81, 2017. [3] walczak w.: zgrzewanie wybuchowe metali i jego zastosowanie, wnt, warszawa, 1989. wnioski  na podstawie przeprowadzonych badań sformułowano następujące wnioski: 1. w procesie zgrzewania wybuchowego uzyskano złącza o falistym charakterze, z małą ilością warstwy przetopionej, co wpływa pozytywnie na jakość połączenia. 2. wszystkie złącza wykazują maksymalne umocnienie w odległości 0,2 mm od linii złącza. 3. trimetal zr-ti-ldx w porównaniu z trimetalem ti-304l-ldx cechują lepsze własności mechaniczne i mniejsze umocnienie złączy. [4] prażmowski m. rozumek d.: rozwój pęknięć przy cyklicznym zginaniu w złączu cyrkon-stal powstałych w wyniku zgrzewania wybuchowego, przegląd spawalnictwa, nr 4, s. 45-50, 2014. [5] prażmowski m.: mechanical properties of zirconium/steel bimetal fabricated by means of explosive welding at varied detonation velocities, archives of metallurgy and materials, vol. 59, pp.1137-1142, 2014. [6] astm b898: standard specification for reactive and refractory metal clad plate wyniki badania wytrzymałości na zginanie wykazały, że dla układu ti-304l-ldx głównym miejscem rozwarstwienia było złącze 304l-ldx. pojedyncze przypadki ujawniły rozwarstwienie w materiale podstawowym. kąt, przy którym nastąpiło rozwarstwienie materiału wahał się od 15° do 25°. dla układu zr-ti-ldx nie stwierdzono występowania rozwarstwienia w złączach oraz w materiałach tworzących plater. platerowanie wybuchowe spowodowało umocnienie materiałów. w obu przypadkach zaobserwowano wzrost twardości w kierunku granicy połączenia, przy czym maksymalną twardość zanotowano w odległości 0,2 mm od linii złącza, zarówno w materiale bazowym, jak i w międzywarstwie i materiale nakładanym. większe umocnienie obserwuje się w złączach trimetalu ti-304l-ldx, co może tłumaczyć gorsze wyniki prób zginania i odrywania tego połączenia. może to tłumaczyć gorsze wyniki prób zginania i odrywania tego połączenia. rozkład mikrotwardości (złącze zr-ti-ldx) odległość od granicy złącza [mm] zr ti ldx tw ar do ść  h v odległość od granicy złącza [mm] tw ar do ść  h v rozkład mikrotwardości (złącze ti-304l-ldx) ti 304l ldx ps 5 2016 www.pdf 24 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 próby spawania laserowego niskostopowej   wysokowytrzymałej stali o strukturze martenzytycznej the study of laser welding low alloy high strength steel with a martensitic structure dr hab. inż. jacek górka – katedra spawalnictwa, politechnika śląska w gliwicach, mgr inż. andrzej ozgowicz – dyplomant katedry spawalnictwa. autor korespondencyjny/corresponding author: jacek.gorka@polsl.pl streszczenie w artykule przedstawiono badania dotyczące spawania wiązką laserową niskostopowej wysokowytrzymałej stali o strukturze martenzytycznej docol 1200m (rm=1200 mpa) o grubości 1,8 mm. proces spawania został przeprowadzony przy zmiennej energii linowej spawania w zakresie od 25 j/mm do 55 j/mm. badania nieniszczące pozwoliły sklasyfikować złącza w poziomie jakości b zgodnie z iso 13919. przeprowadzone badania niszczące wykazały, że wzrost energii linowej spawania powoduje podwyższenie własności plastycznych połączeń przy jednoczesnym obniżeniu własności wytrzymałościowych, poniżej wytrzymałości materiału rodzimego. przy zastosowaniu niskich energii linowych spawania wiązką laserową (na poziomie 25 j/mm) istnieje możliwość uzyskania złączy spawanych ze stali docol 1200m o wytrzymałości równej wytrzymałości materiału rodzimego, co jest bardzo trudne do osiągnięcia przy spawaniu łukowym stali o tak wysokiej wytrzymałości. słowa  kluczowe: stal docol 1200m; spawanie laserowe; martenzyt abstract in this paper researches on laser welding of low-alloyed high strength docol 1200m steel sheets 1,8 mm thick were presented. sheets were welded in range of linear energy from 25 j/mm up to 54 j/mm. ndt tests allows to classify all joints at level b according to iso 13919 standards. destructive tests indicates that increase of linear energy results in increase of plasticity and decrease of strength properties, lower than base material. using low linear energy in laser welding of docol 1200m steel joints (at level 25 j/mm) allows to obtain tensile strength the same as for base material what is not possible to achieve during arc welding of this type high-strength steel (1200 mpa). keywords: docol 1200m steel; laser welding; martensitic wstęp producenci stali wytwarzają coraz to nowsze materiały, o lepszych własnościach, które są odpowiedzią na zapotrzebowanie między innymi przemysłu motoryzacyjnego. przyczyną tego są wysokie wymagania związane z bezpieczeństwem użytkowników oraz ciągły trend redukcji wagi wytwarzanych konstrukcji. pozwala to na sporą redukcje masy pojazdów, zmniejszenie ich zapotrzebowania na paliwo oraz zmniejszenie emisji szkodliwych gazów do otoczenia. w celu zaspokojenia tego zapotrzebowania przemysłu motoryzacyjnego powstały stale o wysokiej wytrzymałości ahss (advanced high-strength steel). materiały te sprawdziły się świetnie w produkcji pojazdów za sprawą trzech bardzo istotnych cech: dużej wytrzymałości na rozciąganie, do 1700 mpa, dużej granicy plastyczności, do 1450 mpa oraz dużego wydłużenia a80, do 30% [1÷4]. istotnym jest również fakt, że stosunkowo łatwa jest obróbka plastyczna jacek górka, andrzej ozgowicz oraz obróbka skrawaniem tych stali. stale wysokowytrzymałe ahss chętnie wykorzystywane są w przemyśle motoryzacyjnym, ponieważ dają możliwość zmniejszenia grubości blach karoseryjnych oraz elementów nośnych karoserii przy jednoczesnym wzroście własności mechanicznych w zestawieniu ze stalami konwencjonalnymi. dodatkowym atutem stali ahss jest stosunkowo niska cena, za sprawą małej ilości dodatków stopowych w stali. pomimo faktu, że stale projektowane były z myślą o łączeniu ich poprzez procesy spajania, niektóre z nich wciąż stanowią problem w opracowaniu metody i optymalnych parametrów spawania [5÷11]. dużym wyzwaniem jest spawanie wysokowytrzymałej stali docol 1200m o strukturze martenzytycznej, przeznaczonej głównie na wytwarzanie zderzaków samochodowych, belek bocznych oraz innych elementów zapewniających bezpieczeństwo użytkownika pojazdów mechanicznych. przeglad welding technology review 25przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 badania własne celem badań było określenie własności złączy doczołowych blach o grubości 1,8 mm ze stali niskostopowej wysokowytrzymałej docol 1200m, o strukturze martenzytycznej spawanych wiązką laserową przy zastosowaniu zmiennej energii liniowej spawania (od 25 j/m do 55 j/mm). rzeczywisty skład chemiczny i własności stali docol 1200m przedstawia tablica i, a strukturę rysunek 1. stężenie pierwiastków, % c si mn p s al nb v ni cr n ce* 0,113 0,22 1,58 0,01 0,002 0,035 0,016 0,01 0,04 0,04 0,006 0,39 własności mechaniczne wytrzymałość na rozciąganie rm, mpa granica plastyczności re, mpa wydłużenie a80, % 1260 1060 5 * ce – równoważnik węgla. tablica i. skład chemiczny i własności mechaniczne stali martenzytycznej docol 1200m table i. the chemical composition and mechanical properties of martensitic docol 1200m steel rys. 1. mikrostruktura stali docol 1200m fig. 1. the microstructure of docol 1200 m steel proces spawania złącza spawane zostały wykonane w instytucie spawalnictwa w gliwicach na zrobotyzowanym stanowisku wyposażonym w robota przemysłowego kuka kr 20/2ha, na którego kiści zamocowano głowicę lasera dyskowego trudisk 12002 firmy trumpf (rys. 2). ogniskowa soczewki kolimatora wynosiła fc = 200 mm, ogniskowa soczewki rys.  2.  stanowisko do zrobotyzowanego spawania laserowego wykorzystane w badaniach fig. 2. the position of robotic laser welding used for studies skupiającej fog = 300 mm. do transportu wiązki laserowej wykorzystano światłowody o dwóch różnych średnicach: dsw = 0,2 mm oraz dsw = 0,4 mm. korzystając ze wzoru (1) wyliczona została średnica ogniska wiązki laserowej dla obu przypadków, wynosząca analogicznie dog = 0,3 mm i dog = 0,6 mm. podczas procesu spawania wykonano 16 złączy doczołowych, w pozycji podolnej z ukosowaniem na i, po 4 przy każdym układzie parametrów. proces spawania odbywał się w osłonie gazu ochronnego, którym był argon o natężeniu przepływu 20 l/min podawany przez dyszę czterorurkową. podczas prób spawania zmianie podlegała średnica ogniska wiązki laserowej, moc wiązki oraz prędkość spawania, tablica ii. przed spawaniem w celu redukcji odkształceń spawalniczych blachy zostały sczepione w trzech miejscach (na początku, w środku i na końcu). oznaczenie złącza moc   [w] prędkość przetapiania  [mm/min] energia liniowa   [j/mm] średnica ogniska  wiązki laserowej   [mm] 1.x 1500 2000 45 0,3 2.x 2500 6000 25 0,3 3.x 1800 2000 55 0,6 4.x 3500 6000 35 0,6 tablica ii. parametry spawania laserowego stali docol 1200m o grubości 1,8 mm table ii. laser welding parameters docol 1200m steel with a thickness of 1,8 mm 26 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 badania złączy spawanych uzyskane złącza spawane po przeprowadzeniu badań wizualnych na podstawie wymagań pn-en iso 13919-1:2002 poddano badaniom niszczącym w takim zakresie jak: – badania wytrzymałości na rozciąganie zgodnie z pn-en iso 6892-1:2010 na maszynie wytrzymałościowej typ zwick/roell z 330red na próbkach pobranych zgodnie z pn-en iso 4136:2011; – próba zginania poprzecznego złącza doczołowego z rozciąganiem od strony lica spoiny (fbb) oraz zginania złącza doczołowego z rozciąganiem od strony grani spoiny (rbb) na podstawie normy pn-en iso 5173:2010. próby zginania przeprowadzono za pomocą maszyny zwick/ roell z 330red z dodatkowym modułem dla prób zginania; – badania metalograficzne makroskopowe na mikroskopie świetlnym stereoskopowym olympus szx9; próbki do badań trawiono odczynnikiem adlera; – badania metalograficzne mikroskopowe na mikroskopie świetlnym nikon eclipse ma100; próbki do badań trawiono w nitalu; – pomiar twardości za pomocą urządzenia vickers 401mvd firmy wilson wolpert, przy obciążeniu 1 kg, wzdłuż jednej linii pomiarowej. analiza wyników badań przeprowadzone badania wizualne wykonanych złączy spawanych nie wykazały wad spawalniczych wychodzących na powierzchnię typu: pęknięcia, porowatość, przyklejenia, braki przetopu. złącza spawane spełniały wymagania poziomu jakości b zgodnie z iso 13919-1, jedynie w przypadku złączy wykonanych energią linową 25 j/mm można zauważyć przesunięcie liniowe, które obniża poziom jakości. również badania makroskopowe nie wykazały niezgodności spawalniczych w obszarze spoiny i swc (rys. 3). można zaobserwować, że wraz ze wzrostem energii liniowej spawania rośnie szerokość spoiny oraz szerokość obszaru swc. rys.  3.  makrostruktura złączy spawanych laserowo stali docol 1200m fig. 3. macrostructure laser welded joints docol 1200m steel złącze 1.x; e = 45 j/mm złącze 2.x; e = 25 j/mm złącze 3.x; e = 55 j/mm złącze 4.x; e = 35 j/mm badania mikroskopowe w obszarze spoiny ujawniły w każdym przypadku strukturę martenzytyczną, przy czym wraz ze wzrostem energii liniowej spawania wielkość igieł martenzytu rośnie, zwłaszcza w stosunku do materiału rodzimego. w swc dochodzi do odpuszczenia struktury martenzytycznej. wraz ze wzrostem energii liniowej spawania stopień odpuszczenia rośnie, rysunek 4. analiza wyników badań niszczących doczołowych złączy spawanych stali docol 1200m wiązką laserową wykazała, że uzyskane złącza próbne spełniają wymagania iso 15614-11, tabl. iii. wraz ze wzrostem energii linowej spawania z 25 j/mm do 55 j/mm następuje spadek wytrzymałości na rozciąganie rys. 4. mikrostruktura złączy spawanych laserowo stali docol 1200m fig. 4. microstructure laser welded joints docol 1200m steel złącze 1.x; e = 45 j/mm złącze 2.x; e = 25 j/mm złącze 3.x; e = 55 j/mm złącze 4.x; e = 35 j/mm rys. 5. rozkład twardości złączy spawanych wiązką laserową stali docol 1200m fig. 5. distribution of hardness of the laser welded joints docol 1200m steel 27przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 z 1240 mpa do 1100 mpa, przy wytrzymałości na rozciąganie materiału rodzimego na poziomie 1260 mpa. przy niskich energiach linowych spawania zerwane nastąpiło w obszarze materiału rodzimego, wzrost energii spawania spowodował rozrost ziarna w obszarze swc i w tym miejscu inicjowało się zerwanie złączy. statyczna próba zginania wykazała, że najwyższymi własnościami plastycznymi charakteryzują się złącza wykonane przy najwyższej energii linowej (54 j/mm), dla których osiągnięto kąt gięcia na poziomie 140 °, tablica iii. rozciąganie* zginanie*, kąt gięcia, ° rm, mpa miejsce zerwania lico grań złącze 1; e = 45 j/mm 1150 swc 66 69 złącze 2; e = 25 j/mm 1240 swc 68 72 złącze 3; e = 55 j/mm 1120 materiał rodzimy 140 138 złącze 4; e = 35 j/mm 1200 linia wtopienia 84 83 * średnia z dwóch pomiarów. tablica iii. własności wytrzymałościowe i plastyczne złącza laserowo stali docol 1200m table iii. mechanical and plastic properties of laser welded joint steel docol 1200m przeprowadzone pomiary twardości hv1, potwierdziły wyniki badań metalograficznych mikroskopowych. w obszarze spoiny wykonanej przy najniższej energii linowej (25 j/mm) uzyskane twardości były zbliżone do twardości materiału rodzimego, około 440 hv1, wraz ze wzrostem energii linowej twardość spoiny malała do poziomu 400 hv1, przy energii 55 j/mm. w obszarze swc, która została odpuszczona również wraz ze wzrostem energii linowej spawania twardość maleje z 360 hv1 do 280 hv1, rysunek 5. literatura [1] grajcar a., różański m.: spawalność wysokowytrzymałych stali wielofazowych ahss, przegląd spawalnictwa nr 3/2014, str. 22-27. [2] nishioka k., ichikawa k.: progress in termomechanical control of steel plates and their commercialization, science and technology of advanced materials, vol. 13, no. 2, april 2012, pp. 1-20. [3] krajewski s., nowacki j.: mikrostruktura i właściwości stali o wysokiej wytrzymałości ahss, przegląd spawalnictwa nr 7/2011, str. 45-50. [4] stano s.: spawanie laserowe blach o zróżnicowanej grubości przeznaczonych na półfabrykaty karoserii samochodowych typu tailored blanks, biuletyn instytutu spawalnictwa nr 2/2005, str. 24-28. [5] chen b., yu h.: hot ductility behaviour of v-n and v-nb microalloyed steels, international journal of minerals, metallurgy and materials, vol. 19, no. 6, june 2012, p. 525. [6] lee, h. shin, k. park: evaluation of high strength tmcp steel weld for use in cold regions, journal of constructional steel research 74 (2012) pp. 134–139. [7] górka j.: weldability of thermomechanically treated steels having a high yield point, archives of metallurgy and materials, volume 60, issue 1/2015, pp. 469-475. [8] lisiecki a.: diode laser welding of high yield steel. proc. of spie vol. 8703, laser technology 2012: applications of lasers, 87030s (january 22, 2013), doi: 10.1117/12.2013429. [9] adamczyk j., opiela m.: influence of the thermo-mechanical treatment parameters on the inhomogeneity of the austenite structure and mechanical properties of the cr-mo steel with nb, ti and b microadditions, journal of materials processing technology, vol. 157-158, 2004, pp. 456-461. [10] górka j.: study of structural changes in s700mc steel thermomechanically treated under the influence of simulated welding thermal cycles, indian journal of engineering and materials sciences, vol. 22, october 2015, pp. 497-502. [11] grajcar a., różański m., stano s.: effect of heat input on microstructure and hardness distribution of laser welded si-al trip-type steel, advances material science engineering. 2014, article id 658947, pp. 1-8. [12] godwin k., yong o., microstructure and fatigue performance of butt-welded joints in advanced high-strength steels, materials science & engineering a 597 (2014), pp. 342-348. [13] wang w., li m., he c., at al.: experimental study on high strain rate behavior of high strength 600–1000mpa dual phase steels and 1200mpa fully martensitic steels. materials and design (2013), 47, pp. 510–521. podsumowanie przeprowadzone badania procesu spawania wiązką laserową stali docol 1200m o grubości 1,8 mm, wykazały, że istnieje możliwość wykonania złączy spawanych, spełniających kryteria normy iso 15614-11, jedynie w przypadku próby zginania nie zostały spełnione wymagana normy. pomimo wysokiego równoważnika węgla stali ahss docol 1200m możliwe jest uzyskanie złączy spawanych wiązka laserową z zapewnieniem wysokich własności wytrzymałościowych. wszystkie wykonane złącza w obszarze spoiny charakteryzują się strukturą martenzytu iglastego, o zmiennej wielkości igieł w zależności od ilości dostarczonej energii. w swc materiał rodzimy został odpuszczony, co spowodowało powstanie strefy zmiękczonej. wielkość spoiny oraz strefy zmiękczonej w badanych złączach wzrastała wraz ze wzrostem energii liniowej procesu spawania. w celu redukcji wielkości strefy zmiękczonej, podczas spawania należy stosować jak najmniejsze możliwe energie liniowe spawania. przeprowadzona próba zginania wykazała, że złącza ze stali docol 1200m spawane wiązką laserową z zastosowanymi parametrami cechują się niską plastycznością w obszarze złącza. jednak w przypadku tej stali, jej główną własnością eksploatacyjną jest wytrzymałość na rozciąganie. przy zastosowaniu niskich energii linowych spawania wiązką laserową istnieje możliwość uzyskania złączy spawanych o wytrzymałości równej wytrzymałości materiału rodzimego, co jest bardzo trudne do osiągnięcia przy spawaniu łukowym stali o tak wysokiej wytrzymałości [12,13]. ps 12 2015 www 17przegląd spawalnictwa vol. 87  12/2015 zastosowanie metody ultradźwiękowej do oceny właściwości mechanicznych betonów osłonowych application of ultrasonic method for assessment of shielding concrete mechanical properties prof. dr hab. inż. leonard runkiewicz – instytut techniki budowlanej; dr inż. tomasz piotrowski; mgr inż. kamil załęgowski; dr hab. inż. andrzej garbacz, prof. pw – politechnika warszawska. autor korespondencyjny/corresponding author: lrunkiewicz@itb.pl streszczenie zgodnie z en 12504-4 oznaczenie prędkości fali ultradźwiękowej może być wykorzystywane w szeregu zastosowań, w tym w szczególności do szacowania wytrzymałości. możliwość jej zastosowania do oceny właściwości fizycznych i mechanicznych uwarunkowana jest dysponowaniem odpowiednich związków korelacyjnych. wyznacza się je na podstawie analizy regresyjnej danych doświadczalnych zależności między prędkością fali a wybranymi cechami technicznymi betonu wyznaczonymi w badaniach niszczących. zastosowanie metod ultradźwiękowych do szacowania wytrzymałości betonów specjalnych, np. betonów wysokowartościowych czy betonów osłonowych jest mniej rozpoznane. w artykule przeanalizowano możliwość zastosowania procedury wg en 13791 do oceny wytrzymałości na ściskanie betonu zwykłego i ciężkiego na podstawie oznaczenia prędkości fali ultradźwiękowej metodą bezpośrednią wg en 12504-4. słowa kluczowe: betony osłonowe, szacowanie wytrzymałości, metoda ultradźwiękowa abstract according to en 12504-4, determination of the velocity of propagation of pulses of ultrasonic longitudinal waves in hardened concrete can be used for a number of applications, especially for estimation of strength. the possibility of its use to assess the physical and mechanical properties of concrete is determined by the disposition of the relevant correlations. they are determined based on regression analysis of experimental data relationship between ultrasonic pulse velocity and selected technical features of concrete set out in destructive tests. the use of ultrasonic methods for estimating the strength of special concrete, e.g. high performance concrete or shielding concrete is less recognized. in the paper the application of a procedure according to en 13791 to evaluate the compressive strength of ordinary and heavy weight concretes by determining the velocity of ultrasonic waves using the direct method in accordance with en 12504-4 was analyzed. keywords: shielding concretes, estimation of strength, ultrasonic method wstęp w praktyce inżynierskiej wśród nieniszczących badań służących do oceny właściwości mechanicznych betonu stosowana jest metoda sklerometryczna i metoda ultradźwiękowa. zgodnie z pn-en 12504-4 oznaczenie prędkości fali ultradźwiękowej może być wykorzystywane w szeregu zastosowań, w tym w szczególności do szacowania wytrzymałości i monitorowania jej zmian w czasie [1÷3], a w mniejszym stopniu do lokalizacji wad [4÷6]. możliwość jej zastosowania do oceny właściwości fizycznych i mechanicznych uwarunkowana jest dysponowaniem odpowiednich związków korelacyjnych. wyznacza się je na podstawie analizy regresyjnej danych doświadczalnych zależności między prędkością fali a wybranymi cechami technicznymi betonu wyznaczonymi w badaniach niszczących. literatura w tym zakresie jest niezwykle obszerna w odniesieniu do baleonard runkiewicz, tomasz piotrowski, kamil załęgowski, andrzej garbacz dań betonów zwykłych. zastosowanie metod ultradźwiękowych do szacowania wytrzymałości betonów specjalnych, np. betonów wysokowartościowych czy betonów osłonowych jest mniej rozpoznane. również w wytycznych dotyczących budowy elektrowni jądrowych brak jest informacji o możliwości zastosowania metod znanych z diagnostyki betonu zwykłego do elementów konstrukcji wykonanych z tzw. betonów specjalnych [7]. celem artykułu jest analiza możliwości zastosowania tej procedury opracowanej na podstawie empirycznych wyników dla betonów zwykłych do szacowania wytrzymałości na ściskanie betonów ciężkich stosowanych jako osłony przed promieniowaniem jonizującym. w artykule przedstawiono wynik zastosowania procedury wg pn-en 13791 do oceny wytrzymałości na ściskanie betonu zwykłego i ciężkiego na podstawie oznaczenia prędkości fali ultradźwiękowej metodą bezpośrednią wg pn-en 12504-4. 18 przegląd spawalnictwa vol. 87 12/2015 szacowanie wytrzymałości betonów zwykłych i wysokowartościowych na podstawie analizy regresyjnej danych doświadczalnych zależności między prędkością fali a wybranymi cechami technicznymi betonu, oznaczonymi w badaniach niszczących sporządza się krzywe referencyjne [8,9]. do szacowania wytrzymałości betonu na ściskanie metodą ultradźwiękową konieczne jest określenie wiarygodnej zależności wytrzymałości (fc) – prędkość fali (cp). dotychczasowa praktyka wykazała, że zależności empiryczne (korelacyjne) są bardzo zróżnicowane, zaś ich błędne stosowanie obniża dokładność oceny nawet do ok. 50-100% [10]. na podstawie rozważań teoretycznych dla jednorodnego ośrodka nieograniczonego, zależność między wytrzymałością fc, a prędkością fali cp, powinna spełniać równanie [11]: fc = acp4 możliwość zastosowania tej formuły nie została jednakże potwierdzona w dotychczasowych badaniach elementów betonowych, nawet w badaniach laboratoryjnych. w celu opisania relacji fc cp stosuje się inne postacie zależności funkcyjnych, co potwierdza zarówno literatura krajowa [12,13], jak i zagraniczna [2,14]. statystyczną zależność wytrzymałość-prędkość fali można otrzymać dwoma sposobami: (1) metodą dokładnego wyznaczania związku empirycznego między prędkością fali a wybranym parametrem wytrzymałościowym na podstawie statystycznej analizy regresji, np. krzywa skalowania wg instrukcji itb 209 [15] lub krzywa korelacyjna wg pn-en 12504-4:2005, (2) metodą dobierania hipotetycznej krzywej regresji odpowiednio do składu, technologii wykonania, wilgotności i wieku betonu. w pn-en 12504-4:2005 (załącznik c) nie podano sposobu doboru krzywych referencyjnych, określa tylko ogólne zasady wyznaczania związków statystycznych, wskazując trzy możliwości: (1) korelację z wykorzystaniem próbek wykonanych w formach, (2) korelację z wykorzystaniem odwiertów rdzeniowych, (3) korelację z wytrzymałością betonu w elementach prefabrykowanych. nie zdefiniowano również sposobu różnicowania wartości wytrzymałości wymaganego do wyznaczenia krzywej skalującej. beton referencyjny do kreślenia krzywych skalowania jest zdefiniowany przez: typ i klasę cementu, zawartość cementu, typ kruszywa i jego uziarnienie, obecność domieszek. pn-en 12504-4:2005 zaleca, aby podczas konstruowania krzywych korelacyjnych różnicowane wytrzymałości uzyskać poprzez zmianę stosunku wodno-cementowego. wykorzystanie próbek o zróżnicowanym wieku jest zasadne jedynie w przypadku kontrolowania narastania wytrzymałości. analiza norm i wytycznych krajowych określających zasady prowadzenia pomiarów ultradźwiękowych metodą pomiaru prędkości fali, pozwala stwierdzić, że w większości przypadków do opisu relacji między właściwościami betonu a prędkością fali ultradźwiękowej zalecana jest funkcja liniowa i wykładnicza [2]. poprzednia polska norma pn-74/b-06261, podobnie jak i instrukcja itb 209 [15] zalecają stosowanie wielomianu drugiego stopnia, ale dopuszczają też użycie innych funkcji. warte zaznaczenia jest, że wyznaczone związki nie są uniwersalne, tylko odnoszą się do konkretnego typu betonu. rysunek 1 przedstawia wyniki szacowania wytrzymałości na ściskanie na podstawie pomiaru prędkości fali, zebrane przez różnych autorów. widoczny rozrzut wytrzymałości na ściskanie jest wynikiem badania różnych typów betonów i w efekcie korzystania z różnych krzywych skalujących. na uwagę zasługuje zbieżność wyników uzyskanych w kraju i za granicą dla tzw. betonów zwykłych. natomiast w odniesieniu do betonów wysokowartościowych, wzrostowi wytrzymałości towarzyszy znacznie mniejszy wzrost prędkości fali. komlos i in. [2] bazując na literaturze, stwierdzili, że kierunki zastosowania fal podłużnych do oceny właściwości betonu można uszeregować wg malejącej precyzji pomiarów następująco: (1) monitorowanie zmian właściwości betonu w czasie użytkowania, (2) kontrola jednorodności struktury betonu, (3) szacowanie wytrzymałości na ściskanie, (4) określanie stałych sprężystości, (5) wykrywanie defektów. autorzy sformułowali również listę aspektów ultradźwiękowych technik pomiarowych, które koniecznie wymagają ulepszenia – wykorzystanie fal innych niż podłużne np. fal powierzchniowych, czy fal płytowych lamba, stosowanie parametrów fali innych niż prędkość fali oraz stosowanie zaawansowanych technik obróbki sygnału ultradźwiękowego. rys. 1. zakres zależności wytrzymałości na ściskanie od prędkości fali podłużnej dla betonów zwykłych i wysokowartościowych (na podstawie danych: 1l. runkiewicza [12], 2 j. popovics [14], 3 – dotyczących betonów wysokowartościowych [16-18]) fig. 1. the range of relationship of compressive strength and upv for ordinary concrete, high strength concrete (on the basis of: 1 l. runkiewicz [12], 2 – j. popovics [14], 3 – involving high strength concrete [16÷18]) procedury szacowania wytrzymałości betonu wyznaczenie zależności korelacyjnej wg pn-en 13791 w pierwszej kolejności sprowadza się do dopasowania prostej lub krzywej, za pomocą analizy metodą regresji par wyników uzyskanych w ramach programu badania, czyli par wyniku badania próbki – wyniku pomiaru przeprowadzonego metodą pośrednią. wynik pomiaru metodą pośrednią jest rozpatrywany jako wartość zmienna, natomiast wyznaczona wytrzymałość betonu na ściskanie jako funkcja tej zmiennej. kolejnym krokiem jest obliczenie błędu standardowego oszacowania, określenie granic ufności dla dopasowania prostej lub krzywej oraz granic tolerancji dla pojedynczego wyniku. należy zaznaczyć, że zależność korelacyjna jest wyznaczana przy założeniu 10% zaniżenia wytrzymałości. charakterystyczna wytrzymałość betonu na ściskanie jest mniejszą z wartości: fck,is = fm(n),is 1,48 • s fck,is = fis,lowest + 4 gdzie: fck,is – wytrzymałość charakterystyczna betonu, fm(n),is – najmniejsza z oznaczonych wartości wytrzymałości betonu na ściskanie, s – odchylenie standardowe wyników. 19przegląd spawalnictwa vol. 87  12/2015 pomiary prędkości ultradźwiękowej są wykorzystywane do oceny wytrzymałości betonu na ściskanie, przy zastosowaniu podstawowej krzywej regresji: fv = 6,25 • v2 497,5 • v + 990 gdzie: 4 ≤ v ≤ 4,8 która jest przesuwana do właściwego poziomu, określonego na podstawie badania próbek betonowych. wartość przesunięcia δf, niezbędną dla uzyskania zależności korelacyjnej między pośrednią metodą badawczą i wytrzymałością betonu na ściskanie dla danego rodzaju betonu, wylicza się przy wykorzystaniu co najmniej 9 par wyników wytrzymałość – prędkość fali ze wzoru (rys. 3): δf = δfm(n) k1xs gdzie: δf – przesunięcie, δfm(n) – wartość średnia z n wartości δf, k – współczynnik zależny od ilości n-par wyników (od 1,67 dla n=9 do 1,48 dla n≥15). norma pn-en 13791:2007 stanowi, że wyznaczone zależności korelacyjne mogą być wykorzystane w zakresie ±0,05 km/s poza zakresem wyników pomiaru prędkości, który jest wykorzystywany do określania przesunięcia podstawowej krzywej regresji. rys. 2. zasada wyznaczania zależności korelacyjnej między wytrzymałością betonu na ściskanie i wynikami badań metodami pośrednimi (1 – podstawowa krzywa regresji, 2 – przesunięcie podstawowej krzywej, δf1...n – różnica między jednostkową wytrzymałością betonu i wartością wytrzymałości wynikającą z podstawowej krzywej regresji, r – liczba odbicia zgodnie z en 12504-2, f – siła wyrywająca zgodnie z en 12504-3, v – prędkość fali ultradźwiękowej zgodnie z en 12504-4) fig. 2. determination of correlation between compressive strength of concrete and results of indirect methods (1 – basic regression curve, 2 – reallocation of basic curve, δf_(1…n) – difference between individual strength of concrete resulting from basic regression curve, r – number of reflections according to en 12504-2, f – ripping force according to en 12504-3, v – ultrasonic pulse velocity according to en 12504-4) zgodnie z instrukcją itb nr 209 [15] określenie zależności między wynikami badań nieniszczących a właściwościami technicznymi przeprowadza przy użyciu dwóch metod: (1) metodą skalowania, którą wyznacz się dokładne związki empiryczne na podstawie statystycznej analizy korelacyjnej wyników badania próbek betonowych oraz (2) metody dobierania hipotetycznej krzywej regresji na próbkach wykonanych wg tej samej receptury i technologii. po wieloletnich pracach badawczych i wdrożeniowych w itb na odwiertach rdzeniowych z betonów klas wytrzymałości od b37 do b120 (c30/37 – c110/120), sformułowano współczynniki korygupn-en 1504-4 zawiera stwierdzenie, że korelacja pomiędzy prędkością fali ultradźwiękowej i wytrzymałością betonu z fizycznego punktu widzenia nie jest bezpośrednia i powinna być ustalona dla określonej receptury betonu. słabe dopasowanie zależności korelacyjnej wg pn-en 13791:2007 wskazuje, że betony nie należą do jednego rodzaju betonu (jednej receptury). w związku z tym dla wiarygodnej oceny właściwości betonów osłonowych należy zastosować indywidualne przesunięcie krzywej regresji dla każdego odrębnego rodzaju betonu. niemniej można zauważyć, że wszystkie uzyskane wyniki mieszczą się w granicach ustalonych dla skorygowanych zależności itb. można je zatem zastosować jako krzywe skalujące do szacowania wytrzymałości betonów specjalnych w tym betonów osłonowych. podsumowując można stwierdzić, że przy właściwym doborze parametrów badań i zależności korelacyjnych możliwe jest wystarczająco dokładne oszacowanie wytrzymałości betonów zwykłych i ciężkich z dodatkami, wykorzystywanych jako osłony przeciw promieniowaniu jonizującemu i gamma. rys. 3. zależność wytrzymałości na ściskanie i prędkości fali ultradźwiękowej dla betonów osłonowych naniesionymi krzywymi skalującymi wg itb i korelacyjnymi wg en-pn fig. 3. the relationship of the compressive strength and the ultrasonic wave velocity for shielding concrete jące zależności z instrukcji itb dla metody ultradźwiękowej wg równania: fc = (1,5 2,7) • (2,75v2 8,12v + 4,8), mpa zastosowanie tak skorygowanej zależności wg jej autorów umożliwia zwiększenie dokładności oceny wytrzymałości betonu szacowanie wytrzymałości betonów osłonowych w niniejszej pracy analizie statystycznej poddano zbiór wyników badań nieniszczących i niszczących wykonanych w ramach projektu ncbr pt. „nowej generacji beton osłonowy przed promieniowaniem jonizującym”, na trzynastu betonach osłonowych zawierających dodatki poprawiające zdolność pochłaniania promieniowania jonizującego i promieniowania gamma (tabl. i). badania wytrzymałości na ściskanie przeprowadzono zgodnie z odpowiednimi wytycznymi na próbkach o wymiarach 10x10x10 cm. pomiary nieniszczące przeprowadzono metodą ultradźwiękową bezpośrednią przy użyciu głowic piezoelektrycznych o częstotliwości 100 khz i żelu sprzęgającego firmy panametrics. podsumowanie wyników badań nieniszczących oraz badań próbek beleczkowych przedstawiono na rysunku 3. 20 przegląd spawalnictwa vol. 87 12/2015 rodzaj betonu fcm [mpa] fck [mpa] klasa wytrzymałości betonu upv [m/s] zwykły z cem iii 51,7 46,7 c45/55 4225 ciężki z cem iii 42,7 37,7 c35/45 4225 ciężki z cem i 36,4 31,4 c30/37 3842 zwykły z 0,5% gd2o3 55,3 50,3 c45/55 4302 zwykły z 1,0% gd2o3 62,6 57,6 c55/67 4532 ciężki 0,5% gd2o3 51,7 46,7 c45/55 4094 ciężki 1,0% gd2o3 52,4 47,4 c45/55 4237 ciężki pcc z dyspersją polimerową 43,4 38,4 c35/45 4154 ciężki pcc z żywicą epoksydową 51,3 46,3 c40/50 4386 ciężki pcc z dyspersją polimerową i 1,0% gd2o3 40,3 35,3 c30/37 4090 ciężki z 1,0% nabh4 32,9 27,9 c25/30 4102 ciężki z włóknami polimerowymi 44,3 39,3 c35/45 4032 ciężki z włóknami polipropylenowymi 52,1 47,1 c45/55 4094 ciężki z włóknami polipropylenowymi i włóknami polimerowymi 25,7 20,7 c20/25 3780 tablica i. wyniki badań wytrzymałości na ściskanie i badań ultradźwiękowych betonów osłonowych table i. compressive strength and upv of shielding concretes podsumowanie norma en 12504-4 stanowi, że oznaczenie prędkości fali ultradźwiękowej może być wykorzystywane w szczególności do szacowania wytrzymałości betonu. dostępna literatura odnosi się praktycznie tylko do betonów zwykłych, natomiast słabo rozpoznane jest szacowanie wytrzymałości za pomocą pomiarów ultradźwiękowych w przypadku betonów osłonowych, czy nawet betonów wysokowartościowych. zależności korelacyjnej wg pn-en 137 wyznaczone dla betonów osłonowych przygotowanych według różnych receptur charakteryzowały się słabym dopasowaniem. potwierdza to konieczność opracowania tego rodzaju zależności indywidualnie dla danej receptury betonu. niemniej wykazano, że wszystkie uzyskane wyniki mieszczą się w granicach ustalonych dla skorygowanych zależności itb. reasumując, właściwy dobór parametrów badań i zależności korelacyjnych pozwala na odpowiednio dokładne oszacowanie wytrzymałości betonów zwykłych i ciężkich z dodatkami, wykorzystywanych jako osłony przeciw promieniowaniu jonizującemu i gamma. podziękowanie badania. wykonano. w. ramach. grantu. ncbr. lider/033/639/l-4/12/ncbr/2013. pt .. „nowej. generacji. beton. osłonowy.. przed.promieniowaniem.jonizującym” . literatura [1] stawiski b.: zastosowanie metody ultradźwiękowej do badania wytrzymałości betonu na rozciąganie, 31 krajowa konferencja badań nieniszczących, szczyrk 2002, s. 115-118 [2] komlos k. i in.: ultrasonic pulse velocity test of concrete properties as specified in various standards, cement and concrete composites, vol. 18, 1996, s. 357-364. [3] malhorta i in.: handbook on nondestructive testing of concrete , crc press, 2004. [4] hoła j., schabowicz k.: state of the art non-destructive methods for diagnostic testing of building structures – anticipated development trends, archives of civil and mechanical engineering, 10 (3), 2010. [5] lorenzi a. i in.: ultrasonic pulse velocity analysis in concrete specimens, iv conferencia panamericana de end, buenos aires 2007. [6] załęgowski k., piotrowski k., garbacz a.: diagnostyka konstrukcji betonowych metodą ultradźwiękową pośrednią, przegląd spawalnictwa (welding technology review) 11 (86) 2014, 7-10. [7] piotrowski t.: wymagania dotyczące betonu w elektrowni jądrowej typu epr wg etc-c a normalizacja w polsce, materiały budowlane, 5 (489) 2013, 35-38. [8] brunarski l. i in.: podstawy i przykłady stosowania metod nieniszczących w badaniach konstrukcji z betonu, wyd. itb, warszawa, 1983. [9] czarnecki i in.: influence of polymer admixtures and additives on durability of concrete, cement wapno beton, 2004, nr 1, s. 38-47. [10] runkiewicz l.: diagnostyka oraz monitoring budynków znajdujących się w sąsiedztwie realizowanych obiektów plombowych w miastach, awarie budowlane, 2008, s. 32-39. [11] deputat j.: ocena rodzaju wad w ręcznych badaniach ultradźwiękowych, ix seminarium nieniszczące badania materiałów, ippt pan i biuro gamma, zakopane 2003, s. 23-36. [12] runkiewicz l.: badania konstrukcji żelbetowych, wyd. biuro gamma, 2002. [13] runkiewicz l.: stosowanie metod nieniszczących do oceny bezpieczeństwa, trwałości i niezawodności konstrukcji budowlanych, 35 kkbn szczyrk 2006, s. 79-88. [14] popovics s. i in.: the behavior of ultrasonic pulses in concrete, cement and concrete research, vol. 20, 1990, s. 259-270. [15] instrukcja itb nr 194: „badania cech mechanicznych betonu na próbkach wykonanych w formach, itb, warszawa 1998. [16] hoła j. i in.: badania przydatności metody ultradźwiękowej do szybkiej oceny jakości konstrukcji wykonanych z betonu,32 kkbn, międzyzdroje 2003, s. 111-114. [17] kukier z.: o ocenie wytrzymałości betonu wyższych klas metodą ultradźwiękową, inżynieria i budownictwo , 1995, nr 5, s. 224-225. [18] pascale g. i in.: evaluation of actual compressive strength of high strength concrete by ndt, cd proc. of 15th world conference on nondestructive testing, roma 2000. 201504_pspaw.pdf 14 przegląd spawalnictwa vol. 87 4/2015 zgrzewanie rezystancyjne doczołowe zwarciowe w obliczeniach mes materiałów jednoimiennych – część 1 resistance butt welding of similar materials in fem calculations – part 1 dr inż. zygmunt mikno – instytut spawalnictwa gliwice, dr inż. zbigniew bartnik – politechnika wrocławska. autor korespondencyjny/corresponding author: zygmunt.mikno@is.gliwice.pl streszczenie w artykule przedstawiono analizę procesu zgrzewania rezystancyjnego doczołowego zwarciowego prętów na przykładzie stali niskowęglowej (aisi 1008/w. nr1.0338:c-0.10%, mn-0.40%) i średnicy 6 mm. przeprowadzono obliczenie numeryczne dla warunków brzegowych, jakie określono w pracy [1]. na tej podstawie przeprowadzono dalsze obliczenia dla innych wariantów tj.: niższego prądu zgrzewania (przypadek często występujący w praktyce przemysłowej) oraz dla różnego ukształtowania (przygotowania) powierzchni czołowej zgrzewanych prętów. obliczenia prowadzono dla jednoimiennej konfiguracji połączeń. słowa kluczowe: zgrzewanie doczołowe rezystancyjne, modelowanie mes, abstract the article presents the analysis of resistance butt welding of rods made of low-carbon steel (aisi 1008/w. no. 1.0338:c-0.10%, mn-0.40%) (ø6 mm). the tests required carrying out numerical calculations for the boundary conditions determined in the work [1]. the numerical calculation results were the basis for further calculations concerned with other variants, i.e. lower welding current (a case frequent in industrial practice) and for variously shaped (prepared) butting faces of rods to be welded. calculations were performed for the similar configuration of joints. keywords: resistance butt welding, fem calculations, numerical calculations wstęp zalecenia dotyczące zgrzewania rezystancyjnego zawarte są w poradniku spawalnictwa tom 2 [1] i dotyczą gęstości prądu zgrzewania [a/mm2], czasu zgrzewania [ms], jednostkowego docisku [dan/mm2], naddatku materiału na skrócenie elementów zgrzewanych [mm] i długość mocowania prętów zgrzewanych [mm]. parametry podane w poradniku są zależne od średnicy zgrzewanych prętów i rodzaju materiału. dla (analizowanej) stali niskowęglowej są one następujące: – gęstość prądu zgrzewania jzgrz = (200-600) [a/mm 2], – czas zgrzewania tzgrz = 0.1-15.0 [sek], – docisk jednostkowy p = (0.5-5.0) [dan/mm2], – naddatek na skrócenie (spęczanie) materiałów δs = (0.15-0.7)d [mm] (rys. 1), – długość wysunięcia pręta ze szczęk lz = (0.5-1.5)d [mm] (rys. 1), gdzie d – średnica pręta dla zalecanych wartości obliczono podstawowe parametry zgrzewania tj. wartość prądu zgrzewania i wartość siły docisku. wyniki zestawiono w tablicy i dla dwóch średnic prętów 8 i 6 mm. zygmunt mikno, zbigniew bartnik rys. 1. usytuowanie zgrzewanych materiałów fig. 1. positioning of materials to be welded 15przegląd spawalnictwa vol. 87  4/2015 obliczenia prowadzono dla czasu w którym: – nastąpiło nadtopienie materiału na całym przekroju poprzecznym prętów, lub – temperatura w wybranych punktach w obszarze styku prętów zgrzewanych osiągnęła temperaturę 1400 °c (co pozwala na uzyskania połączenia o odpowiedniej wytrzymałości), – przekroczono założoną wartość skrócenia prętów (0.7d). model obliczeniowy model obliczeniowy zgrzewania doczołowego prętów, siatką elementów skończonych w obszarze zgrzewania przedstawiono dla kolejno analizowanych przypadków odpowiednio na rysunkach 1a0, 1b0, 3c0, 3d0, 4e0÷h0, 5i0. obliczenia prowadzono dla stali aisi 1008. badania weryfikujące prowadzono dla stali s235jr będącego jej odpowiednikiem – o składzie wg pn-en 10025:2002 – c max 0,1%, mn max 1,4%, p max 0,045%, s max 0,045%, n max 0,009%. obliczenia prowadzono w oparciu o model 2d z ok. 1000 stopni swobody. prowadzona była analiza zjawisk elektrycznych, termiczno-metalurgicznych oraz mechanicznych. do obliczeń wykorzystano oprogramowanie sorpas [2]. w oparciu o normy i zalecenia przyjęto standardowe parametry zgrzewania [1,2]: – natężenie prądu 5.6÷16.8 ka, – czas przepływu prądu zależny od przyjętych warunków analizy procesu (przetopienie, uzyskanie temperatury 1400 °c, przekroczenie maksymalnego dopuszczanego skrócenia elementów), – siła docisku elektrod p = 14 dan – 140 dan, dla przyjętych parametrów nominalnych natężenia ø 8 mm ø 6 mm wartość s 50 mm2 s 28 mm2 parametry zgrzewania min max l[mm] p[dan] i [a] l[mm] p[dan] i [a] gęstość prądu j=(200-600)a/mm2 200 600 4 25 10000 3 14 5600 czas zgrzewania tz=0,1-15,0sek – – 4 250 10000 3 140 5600 docisk jednostk. p=0,5-5,0dan/mm2 0,5 5,0 4 25 10000 3 14 5600 skrócenie δs=(0.15-0.7)d 0,15 0,7 4 250 10000 3 140 5600 długość prętów lz=(0.5-1.5)d 0,5 1,5 12 25 30000 9 14 16800 powierzchnia czołowa ø=8mm, s=50mm2 12 250 30000 9 140 16800 ø=6mm, s=28mm2 12 25 30000 9 14 16800 12 250 30000 9 140 16800 tablica i. zgrzewanie doczołowe prętów – parametry zgrzewania (warunki brzegowe) table i. butt welding of rds – welding parameters (boundary conditions) prądu i siły docisku przeprowadzono analizę dla skrajnych warunków procesu: – (000) i = 5.6 ka, p = 14 dan, l1 = l2 = 12 mm (wysuniecie pręta ze szczęk mocujących), – (001) i = 5.6 ka, p = 140 dan, pozostałe parametry jw., – (010) i = 16.8 ka, p = 14 dan, pozostałe parametry jw., – (011) i = 16.8 ka, p = 140 dan, pozostałe parametry jw., – (100) i = 5.6 ka, p = 14 dan, l1 = l2 =4 mm (symetria 4 mm + 4 mm), – (101) i = 5.6 ka, p = 140 dan, pozostałe parametry jw., – (110) i = 16.8 ka, p = 14 dan, pozostałe parametry jw., – (111) i = 16.8 ka, p = 140 dan, pozostałe parametry jw.. oraz dodatkowo dla innych wybranych wariantów zgrzewania: – symetria zmocowania prętów l1 = l2 =12 mm, p = 80 dan i różne prądy zgrzewania: (b1) i = 1.5 ka, (b2) i = 2.0 ka, (b3) i = 3.0 ka, (b4) i = 4.0 ka. – zaostrzona krawędź czołowa prętów (kąt α=110°), symetria zmocowania l1 = l2 =12 mm, p = 80 dan i różne prądy zgrzewania: (c1) i = 1.5 ka, (c2) i = 2.0 ka, (c3) i = 3.0 ka, (c4) i = 4.0 ka. – niesymetryczne zamocowanie, p = 80 dan, i = 5.6 ka: (e1) l1 = 12 mm, l2 = 6 mm, (e2) l1 = 12 mm, l2 = 4 mm, (e3) l1 = 12 mm, l2 = 2 mm, (e4) l1 = 12 mm, l2 = 1 mm, – niesymetryczne zamocowanie l1 = 12 mm, l2 = 1 mm, p = 80 dan i różne prądy zgrzewania: (e4b) i = 4.0 ka, (e4c) i = 3.0 ka, (e4d) i = 2.0 ka. 16 przegląd spawalnictwa vol. 87 4/2015 wyniki obliczeń numerycznych w tablicy ii zestawiono wyniki dla różnych parametrów i wariantów obliczeń numerycznych. wyniki obliczeń numerycznych na poniższych rysunkach przedstawiono w układzie pionowym z uwagi na wykorzystanie do obliczeń standardowego modelu zgrzewania (w układzie pionowym). rysunek 1 przedstawia rozkład temperatury obszaru zgrzewania doczołowego prętów ze stali niskowęglowej i średnicy ø=6 mm dla długości mocowania prętów a) 12 mm i b) 4 mm dla różnych parametrów zgrzewania: – a1), b1) i=5.6 ka, p=14 dan, – a2), b2) i=5.6 ka, p=140 dan, tablica ii. wyniki obliczeń numerycznych dla zgrzewania rezystancyjnego doczołowego prętów (f=6 mm, stal niskowęglowa) table ii. results of numerical calculations for butt resistant welding of rods (ø=6 mm, low-carbon steel) nazwa l1 [mm] prąd zgrz. [ka] siła docisku [dan] czas osiągnięcia temp. 1400 [oc] no. skrócenie prętów dl [mm] czas do stopienia materiału (w styku centralnym) [ms] uwagi 000 12+12 5.6 14 87 522, 528 0.0004/0.003 175 proces poprawny 001 12+12 5.6 140 125 522, 528 0.04/0.4 265 proces poprawny 010 12+12 16.8 14 15 522, 528 0.0003/0.0003 20 proces poprawny 011 12+12 16.8 140 20 522, 528 0.03/0.03 21 proces poprawny b1 12+12 1.5 80 2360 522, 528 1.37/--brak (t=3s) brak przetopienia b2 12+12 2.0 80 1160 522, 528 0.46/--brak (t=2s) brak przetopienia b3 12+12 3.0 80 455 522, 528 0.09/2.8 820 proces poprawny b4 12+12 4.0 80 240 522, 528 0.02/0.75 380 proces poprawny c1 12+12 1.5 80 2000 538,558 0.26/--brak (t=2s) brak przetopienia c2 12+12 2.0 80 760 538,558 1.95/--brak (2t=s) brak przetopienia c3 12+12 3.0 80 142 538,558 1.55/2.94 590 proces poprawny c4 12+12 4.0 80 64 538,558 1.4/2.8 350 proces poprawny 100 4+4 5.6 14 120 508,514 0.0003/0.04 180 proces poprawny 101 4+4 5.6 140 145 508,514 0.12/2.6 275 proces poprawny 110 4+4 16.8 14 --508,514 0.0002 20 proces poprawny 111 4+4 16.8 140 --508,514 0.02 20 proces poprawny e1 12+6 5.6 80 131 486,492 0.07/0.15 180 proces poprawny e2 12+4 5.6 80 128 592,585 0.07/0.13 180 proces poprawny e3 12+2 5.6 80 128 603,593 0.06/0.11 180 proces poprawny e4 12+1 5.6 80 207 496,482 0.21/0.24 210 proces poprawny e4b 12+1 4.0 80 max temp 1434/1356oc 496,482 ---/0.55 425 przesunięcie jądra poza obszar styku e4c 12+1 3.0 80 max temp 1271/1151oc 496,482 ---/----przesunięcie jądra poza obszar styku t=1160ms, dl=4mm e4d 12+1 2.0 80 max temp 1144/870oc 496,482 ---/----brak przetopienia t=2450ms, dl=4mm – a3), b3) i=16.8 ka, p=14 dan, – a4), b4) i=16.8 ka, p=140 dan. dla wszystkich przestawionych przypadków następuje nadtopienie materiału na całej powierzchni przekroju poprzecznego. gwarantuje to uzyskanie poprawnego złącza zgrzewanego. czasy zgrzewania dla krótszej długości mocowania prętów zgrzewanych (lz=4 mm) i niższych prądów zgrzewania (i=5.6 ka) są nieznacznie dłuższe (a1 i b1, a2 i b2) (odpowiednio o 5ms i 10ms). dla wyższych prądów (parametry twarde), niezależnie od długość mocowania prętów zgrzewanych (lz =12 mm i lz =4 mm) oraz siły docisku (p=14 dan, p=140 dan) czasy zgrzewania nie odbiegają od wartości 20 ms. 17przegląd spawalnictwa vol. 87  4/2015 uwidacznia się wpływ (wydłużenia) czasu zgrzewania na odprowadzanie ciepła ze obszaru zgrzewania, co skutkuje wydłużeniem czasu zgrzewania dla uzyskania odpowiedniej strefy zgrzewania (nadtopienia) materiałów. zgrzewanie wyższym prądem pozwala na uzyskanie mniejszego skrócenia prętów bez względu na długość mocowania prętów. z uwagi na bardzo krótki czas zgrzewania (20 ms) nie jest obserwowane odprowadzanie ciepła z obszaru zgrzewania i tym samym jego wydłużenie (jak dla parametrów miękkich tzn. niższy prąd i dłuższy czas). często z uwagi na ograniczenia mocy zgrzewarki podejmowane są próby zgrzewania parametrami poniżej wartości zalecanych [1,3]. na rysunku 3 przedstawiono obrazy rozkładu temperatury dla prądów zgrzewania poniżej sugerowanych (i=5.6 ka) od wartości 4 ka do 1.5 ka i siły docisku p=80 dan oraz długości mocowania prętów lz=12 mm. dla kolejnych wariantów obliczeń przyjęto pośrednią wartość siły docisku pomiędzy zalecaną w poradniku [1] minimalną i maksymalną wartość tj. p=80 dan. dla prądu zgrzewania i=4.0 ka oraz i=3.0 ka następuje przetopienie materiału na całym przekroju styku materiałów zgrzewanych. parametry te można by uznać również za poprawne. jednak z uwagi na mniejszy prąd zgrzewania wydłużony zostaje czas zgrzewania (z tzgrz=265 ms – rys. 1a2, do tzgrz=380 ms – rys. 3.c4 i tzgrz=455 ms rys. 3.c4) (porównania dokonano dla różnych sił docisku p=140 dan i p=80 dan). natomiast dla wartości prądu tzgrz =2.0 ka i tzgrz =1.5 ka nie następuje nadtopienia materiałów nawet dla czasu trwania procesu tzgrz=2.0 s (dla izgrz=2.0 ka) i tzgrz =3.0s (dla izgrz =1.5 ka). obliczenia numeryczne były prowadzone do czasu aż punkty leżące w obszarze przystykowym osiągną temperaturę 1400 °c. taka temperatura pozwala na uzyskanie połączenia w stanie stałym o odpowiedniej wytrzymałości (ok. 80% wytrzymałości nominalnej). obniżenie jednak wartości prądu zgrzewania skutkuje spadkiem jego gęstości i wydłużeniem czasu zgrzewania (rys. 3c1. tzgrz=2369 ms dla izgrz =1.5 ka i rys. 3c2. tzgrz=1160 ms dla izgrz=2.0 ka). środkiem zaradczym może być odpowiednie przygotowanie powierzchni czołowej prętów (rys. 3d1-d4). zabieg taki pozwala na koncentrację energii, szczególnie w początkowej fazie zgrzewania. pozwala to na skrócenie czasu zgrzewania (rys. 3c1 i rys. 3d1 z tzgrz=2360 ms do tzgrz=2000 ms, rys. 32 i rys. 3d2 z tzgrz=1160ms do tzgrz=760ms). rys. 2. rozkład temperatury obszaru zgrzewania doczołowego prętów (stal niskowęglowa, ø=6mm) dla długości mocowania prętów: a) lz=12mm, b) lz =4mm i odpowiednio parametrach zgrzewania: a0), b0) widok siatki i wymiary elementów zgrzewanych modelu obliczeniowego, a1), b1) i=5.6ka, p=14dan, a2), b2) i=5.6ka, p=140dan, a3), b3) i=16.8ka, p=14dan, a4), b4) i=16.8ka, p=140dan. fig. 2. temperature distribution in the butt welding area of rods (low-carbon steel, ø=6mm) for a rod fixing length of : a) lz=12mm, b) lz =4mm and welding parameters respectively: a0), b0) mesh and dimensions of elements welded for the computational model, a1), b1) i=5.6ka, p=14dan, a2), b2) i=5.6ka, p=140dan, a3), b3) i=16.8ka, p=14dan, a4), b4) i=16.8ka, p=140dan. 18 przegląd spawalnictwa vol. 87 4/2015 rys. 3. rozkład temperatury obszaru zgrzewania doczołowego prętów (stal niskowęglowa, ø=6 mm) dla dł. mocowania prętów 12 mm i różnym zakończeniu powierzchni czołowej prętów: c) płaska d) ukosowana (kąt α=110°) i odpowiednio parametrach zgrzewania: c0), d0) widok siatki i wymiary elementów zgrzewanych modelu obliczeniowego, c1), d1) i=5.6 ka, p=80 dan, c2), d2) i=5.6 ka, p=80 dan, c3), d3) i=16.8 ka, p=80 dan, c4), d4) i=16.8 ka, p=80 dan. fig. 3. temperature distribution in the butt welding area of rods (low-carbon steel, ø=6mm) for a rod fixing length of 12 mm and various rod butting face finish: c) flat d) bevelled (angle α=110°) and welding parameters respectively: c0), d0) mesh and dimensions of elements welded for the computational model, c1), d1) i=5.6 ka, p=80 dan, c2), d2) i=5.6 ka, p=80 dan, c3), d3) i=16.8 ka, p=80 dan, c4), d4) i=16.8 ka, p=80 dan. rys. 4. rozkład temperatury obszaru zgrzewania doczołowego prętów (stal niskowęglowa, ø=6 mm) dla długości mocowania: pręt nr 1 – 12 mm, pręt nr 2 odpowiednio e) 6 mm, f) 4 mm, g) 2 mm, h) 1 mm i parametrach zgrzewania izgrz =5.6 ka, p=80 dan. fig. 4. temperature distribution in the butt welding area of rods (low-carbon steel, ø=6mm) for a fixing length: rod no. 1 – 12 mm, rod no. 2 respectively e) 6 mm, f) 4 mm, g) 2 mm, h) 1 mm and welding parameters iweld=5.6 ka, p=80 dan 19przegląd spawalnictwa vol. 87  4/2015 na rysunku 4 analizowano efekt niesymetrycznego zamocowania prętów. dla przypadków zgrzewania minimalnym prądem (5.6 ka) według wytycznych zawartych w pracy [1] i dla założonej średnicy prętów (ø=6.0 mm) dla przypadków e1, e2 i e3 czas zgrzewania jest dokładnie taki sam. dopiero dla bardzo dużej niesymetrii (l1=12 mm, l2=1 mm) wymagany czas zgrzewania wzrasta o 17 % (z tzgrz=180ms do tzgrz=210ms). dodatkowo obserwowany jest odmienny sposób kształtowania jądra zgrzeiny od zewnątrz do środka pręta. ponadto materiał dłuższego pręta ulega większemu stopieniu. ten przypadek (niesymetrii zamocowania prętów l1=12 mm, l2=1 mm) dla prądu zgrzewania izgrz=5.6 ka i mniejszych jego wartości przeanalizowano na rysunku 5. rysunki 5i1 i4 obrazują sposób kształtowania się roztopionego materiału jądra dla prądu zgrzewania i=5.6 ka od zewnątrz do wewnątrz. dla zmniejszającej się wartości prądu zgrzewania obserwujemy zmianę charakteru nagrzewania się obszaru przystykowego. materiał nagrzewa się od środka. dla prądu zgrzewania izgrz=4.0 ka rysunki 5j1 j4 materiał zostaje przetopiony na całym przekroju poprzecznym prętów. obserwowany jest również silniejszy efekt przesunięcia płaszczyzny topienia materiałów od strefy styku prętów zgrzewanych w kierunku dłuższego pręta. jest to wynik wydłużenia czasu zgrzewania i mniej intensywnego odprowadzania ciepła przez dłuższy pręt stalowy w stosunku do elektrod miedzianych. dla prądu zgrzewania izgrz=3.0 ka rys. 5k1 k4 materiał topi się na początku w środkowej strefie ale nie zostaje przetopiony na całym przekroju poprzecznym prętów dla założonego dopuszczalnego skróceniu długości prętów (δs=4.2 mm). wraz ze zmniejszeniem wartości prądu zgrzewania efekt przesunięcia roztopionego materiału od płaszczyzny styku (prętów) nasila się coraz bardziej. dodatkowo temperatura punktów leżąca w obszarze przystykowym w materiale krótszego pręta ulega obniżeniu poniżej 1400 °c. dla dalszego zmniejszania prądu zgrzewania izgrz=2.0 ka rys. 5l1 l4 nie jest w ogóle obserwowane nadtopienie prętów, a temperatura w analizowanych punktach spada poniżej 900 °c. prowadzi to do braku zgrzania materiałów zgrzewanych (prętów). rys. 5. rozkład temperatury obszaru zgrzewania doczołowego prętów (stal niskowęglowa, ø=6 mm) dla długości mocowania: pręt nr 1 – 12 mm, pręt nr 2 – 1 mm i różnym prądzie zgrzewania i) 5.6 ka, j) 4.0 ka, k) 3.0 ka, l) 2.0 ka dla siły docisku p=80 dan fig. 5. temperature distribution in the butt welding area of rods (low-carbon steel, ø=6mm) for a fixing length: rod no. 1 – 12 mm, rod no. 2 – 1 mm and various welding current i) 5.6 ka, j) 4.0 ka, k) 3.0 ka, l) 2.0 ka for a pressure force p=80 dan 20 przegląd spawalnictwa vol. 87 4/2015 literatura [1] poradnik inżyniera, spawalnictwo tom 2 wnt warszawa 2005 r. [2] www.swantec.com [3] h. papkala: „zgrzewanie oporowe metali”, wydawnictwo kabe krosno 2003 r. wnioski zgrzewanie doczołowe prętów na przykładzie wybranej średnicy ø =6.0 mm zgodnie z zaleceniami [1] pozwala na bardzo szeroką zmianę gęstości prądu zgrzewania od jzgrz=200-600 a/mm 2. odpowiada to minimalnej i maksymalnej wartości prądu zgrzewania odpowiednio izgrz=5.6 ka izgrz=16.8 ka. w wyniku obliczeń numerycznych przeanalizowano przebieg procesu i stwierdzono poprawność tworzenia złącza (uzyskanie przetopienia materiału) o poprawnej budowie dla założonego okna dopuszczalnych parametrów (izgrz =5.6 ka -16.8 ka, pdocisku 14 dan – 140 dan) (rys. 1a1-a4). dla jednoimiennej konfiguracji materiałów zgrzewanych (w analizowanym przypadku stal niskowęglowa aisi 1008) istnieje szerokie pole parametrów zgrzewania tablica ii wiersz 1-4, 7,8, 11-30. natomiast krytycznym staje się zbyt niski prąd zgrzewania tablica ii wiersz 5,6 oraz zbyt duża asymetria wysunięcia prętów ze szczęk tablica ii wiersz 21-23. często jednak w praktyce stosuje się gęstości prądu zgrzewania znacznie niższe z uwagi na ograniczoną moc zgrzewarki. powoduje to utrudnienie w samym przebiegu procesu zgrzewania i uzyskanie poprawnego złącza zgrzewanego. niekorzystny efekt kształtowania się jądra zgrzeiny (roztopiony materiał elementów zgrzewanych) nasila się szczególnie przy niesymetrycznym zamocowaniu elementów zgrzewanych (prętów) w szczękach mocujących (elektrodach) zgrzewarki (różne długości wysunięcia prętów ze szczek). prowadzi to w efekcie do uzyskania najwyższej temperatury poza miejscem styku powierzchni czołowych elementów (rys. 4j4 i 4k4). w związku z tym własności wytrzymałościowe otrzymywanych złączy zgrzewanych dalekie są od wartości oczekiwanych. komentarza wymaga parametr maksymalnego czas zgrzewania dopuszczany dla zgrzewania prętów dla stali niskowęglowej, o wartości 15 sekund. z uwagi na fakt, że w pracy [1] maksymalny dopuszczalny czas dla innych materiałów zgrzewanych np. miedzi czy aluminium wynosi odpowiednio 15 sek i 6 sek istnieje przypuszczenie, że został popełniony błąd drukarski. obliczenia numeryczne (na przykładzie wybranego gatunku materiału stali niskowęglowej i średnicy ø =6.0 mm) oraz przeprowadzone badania eksperymentalne potwierdzają uzyskanie poprawnych złączy zgrzewanych nawet dla najmniejszego dopuszczalnego prądu zgrzewania (izgrz=5.6 ka) w czasie tzgrz=256 ms (rys. 1a2). istotnym zagadnieniem w procesie łączenia prętów różniących się opornością elektryczną (częste przypadki) jest określenie właściwej wartości wysunięcia prętów ze szczek mocujących w celu uzyskania równej ich oporności. umożliwia to wówczas uzyskanie w miejscu płaszczyzny styku łączonych doczołowo prętów najwyższej temperatury nagrzania wpływającej na własności wytrzymałościowe złącza. dokładne ustalenie wartości wysunięcia prętów ze szczek mocujących dla przyjętych parametrach elektrycznych zgrzewania umożliwia analiza symulacyjna mes przebiegu procesu. 201309_pspaw_gjgy.pdf 40 przegląd spawalnictwa 9/2013 piotr białucki andrzej ambroziak wiesław derlukiewicz artur lange michał glezman właściwości złączy lutospawanych aluminium ze stalą properties of braze welded joints between  aluminum and steel r in . piotr iałucki, prof. dr ha . in . andrzej am roziak, dr in . wiesław erlukiewicz, dr in . artur lange, mgr in . michał lezman – politechnika wrocławska. a stract thin sheet of zinc galvanized steel and aluminum alloy were braze welded. a low-energy ac pulse mig method of welding with the use of filler metal alsi5 was applied. the visual, metallographic and strength studies of brazed welded joints confirmed the beneficial effect of pulsed mig arc with an ac component on the properties of the connectors. metallographic examination showed high quality connections without internal imperfections and signs of damage to the zinc coating. average strength of lap shear joints was about 200 mpa. treszczenie cienkie blachy ze stali ocynkowanej łączono ze stopem aluminium za pomocą lutospawania. zastosowano niskoenergetyczną metodę spawania ac puls mig z użyciem spoiwa alsi5. przeprowadzone badania wizualne, metalograficzne i wytrzymałościowe złączy lutospawanych potwierdziły korzystny wpływ łuku pulsującego mig ze składową prądu zmiennego na właściwości złączy. badania metalograficzne wykazały wysoką jakość połączeń, bez wewnętrznych niezgodności oraz śladów uszkodzenia warstwy cynku. średnia wytrzymałość na ścinanie złączy zakładkowych wynosiła ok. 200 mpa. wstęp problemem w łączeniu takich materiałów jak stal z aluminium są najczęściej ich zróżnicowane właściwości fizykochemiczne, które uniemożliwiają wykonanie złącza tradycyjnymi technikami spawalniczymi. duża ilość ciepła podczas spawania powoduje powstawanie z nadtopionych krawędzi grubej warstwy kruchych faz międzymetalicznych żelaza z aluminium, które dyskwalifikują takie złącza z zastosowania w produkcji przemysłowej. podstawowym sposobem zapobiegania tworzeniu się kruchych faz jest zastosowanie materiału pośredniego, np. w postaci warstwy cynku na powierzchni stalowych blach ocynkowanych. tak przygotowane materiały można połączyć jedynie za pomocą zgrzewania, lutowania lub lutospawania. zachowanie nieuszkodzonej warstwy cynku możliwe jest przy zastosowaniu do łączenia w procesie lutospawania niskoenergetycznych metod spawania mig i spoiwa na osnowie aluminium. w pracy przedstawiono wyniki badań właściwości złączy lutospawanych niskoenergetyczną metodą spawania ac puls mig z opcją fc (feed control), która w sposób istotny poprawia stabilność łuku. niskoenergetyczne metody lutospawania rozwój źródeł prądu przyczynił się do powstania nowej generacji urządzeń spawalniczych, których wspólną cechą jest zwiększona kontrola nad ilością ciepła wprowadzaną do strefy łączenia. jest to korzystne wszędzie tam, gdzie zachodzi konieczność łączenia 41przegląd spawalnictwa 9/2013 elementów cienkościennych, o grubości często mniejszej niż 1 mm. urządzenia te umożliwiają również wykonywanie połączeń wcześniej uznawanych za trudne lub wręcz niemożliwe do realizacji ze względów metalurgicznych, jak np. łączenie stali z aluminium. małą energię spawania w metodach konwencjonalnych gmaw uzyskuje się w łuku zwarciowym przy niskich parametrach napięciowo-prądowych. dalsze zmniejszenie energii spawania uzyskano po zastosowaniu łuku pulsującego, który umożliwił pewien wpływ na wielkość oraz ilość kropel metalu przechodzących w łuku do jeziorka spawalniczego. prawdziwy przełom w kontroli nad energią spawania nastąpił dzięki zastosowaniu cyfrowego sterowania przebiegiem napięcia i natężenia w każdej fazie przejścia kropel metalu w łuku spawalniczym. dzięki zastosowaniu cyfrowego sterowania procesem możliwe jest znaczne ograniczenie energii liniowej przez ingerencję w przebiegi parametrów prądowo-napięciowych w czasie cyklu lutospawania. uzyskuje się wówczas kontrolę nad przechodzeniem kropel metalu spoiwa w łuku. wraz z postępującą automatyzacją i zwiększoną liczbą robotów przemysłowych, urządzenia takie stanowią przyszłość techniki spawalniczej. znane są m.in. metody stt firmy lincoln-electric, coldarc – ewm, cmt – fronius, cbt – daihen. w procesie konwencjonalnego spawania łukiem zwarciowym zapewnienie stabilności łuku przy małej energii spawania wymaga, aby przebieg prądu utrzymywał ustawione napięcie na stałym poziomie. spawanie łukiem zwarciowym charakteryzuje obecność dużej ilości rozprysków, które pojawiają się, gdy dochodzi do zwarcia elektrody z metalem jeziorka. wysoki prąd zwarcia odrywa krople metalu od drutu, które przechodzą do jeziorka spawalniczego, ale jednocześnie silnie je przegrzewa, co sprzyja wybuchowemu rozpryskowi ciekłego metalu. zwarcia drutu z jeziorkiem zachodzą w sposób niekontrolowany z częstością do 100 hz, a wielkość odrywanych kropel i ich ilość jest przypadkowa. w metodzie stt nie utrzymuje się stałego prądu ani stałego napięcia, natomiast kontroluje się przebieg prądu z wysoką częstotliwością w zakresie, w którym moc łuku jest zależna od chwilowego zapotrzebowania, nie zaś, jak w przypadku tradycyjnych źródeł prądu, średniego napięcia prądu stałego. kształt przebiegu prądu spawania (waveform) jest modyfikowany setki razy w ciągu sekundy, aby przenieść każdą pojedynczą kroplę stopionego metalu oddzielnie, gdy elektroda ulega skróceniu. w ten sposób unika się niekontrolowanych wybuchów i eliminuje rozprysk [4]. w metodzie coldarc niską energię spawania uzyskuje się, dokonując aktywnej ingerencji w kształt przebiegu wprowadzanej mocy dla całości procesu, tj. fazy łuku i fazy zwarcia. coldarc jest zatem metodą łączenia, umożliwiajającą stosowanie niskich natężeń w fazach pomiędzy zwarciami, bez ryzyka nadmiernego topienia drutu i bez uciążliwości gaśnięcia łuku [5]. w przypadku procesu cmt obserwuje się zupełnie nowy sposób oddzielania kropli metalu od drutu elektrodowego. innowacją tej metody jest bezpośrednie włączenie do kontroli procesu spawania parametru prędkości podawania drutu [6]. łuk pulsujący w tej metodzie jest połączony z pulsacyjnym podawaniem drutu. w metodzie cbt kontrolę nad stabilnością jarzenia się łuku i powstawaniem rozprysków osiągnięto przez korekcję natężenia prądu spawania do optymalnej wartości z użyciem monitorowania zmian napięcia w każdej chwili podczas jarzenia łuku. pozwala to kontrolować stabilność cyklu przenoszenia metalu podczas zwarcia i podczas ponownego zajarzania łuku. w tej metodzie zmienna ilość ciekłego metalu przenoszonego do jeziorka może być określana w sposób precyzyjny, co pozwala skutecznie przeciwdziałać powstawaniu rozprysków [7]. badania prowadzone nad kontrolą procesu spawania i ograniczaniem ilości ciepła wprowadzanego do złącza doprowadziły do udoskonalenia znanych już niskoenergetycznych metod spawania, np. cmt advanced i powstania nowych odmian, w których zastosowano do łuku pulsującego fazę prądu przemiennego, np. w urządzeniu dw300 firmy otc daihen. w wyniku regulacji czasu trwania części cyklu, kiedy elektroda jest biegunem ujemnym, kontroluje się ilość energii cieplnej spawania. metoda lutospawania zastosowana w adaniach lutospawane złącza próbne ze stali ocynkowanej dc01 ze stopem aluminium 6061 zostały wykonane metodą lutospawania acp, tzn. łukiem pulsującym z udziałem prądu przemiennego na urządzeniu dw300 firmy otc daihen. zastosowany w źródle prądu dw300 puls ac jest bardzo zbliżony kształtem do pulsu dc, z tą zasadniczą różnicą, że prąd bazy na wykresie znajduje się po przeciwnej stronie osi 0, a więc pulsacja odbywa się w zakresach prądu przemiennego. taka pulsacja pozwala kontrolować przenoszenie kropel i ilość wprowadzonego ciepła, co powoduje przenoszenie jednej kropli ciekłego metalu spoiwa w czasie jednego impulsu, ogranicza wtopienie i zwiększa wydajność topienia drutu. dzięki niesymetrycznemu kształtowi prostokątnego impulsu prądu ac i regulacji balansu (tj. stosunku czasu jarzenia się łuku dc+ do czasu jarzenia się łuku dc-) oraz offsetu (tj. stosunku napięcia dodatniego do napięcia ujemnego) jest możliwa płynna regulacja szybkości stapiania drutu, głębokości wtopienia, szerokości ściegu i temperatury jeziorka [8]. przykładowy przebieg zmian prądu spawania łukiem ac puls w urządzeniu dw 300 przedstawiono na rysunku 1. 42 przegląd spawalnictwa 9/2013 materiały podstawowe i dodatkowe złącza próbne, pokazane na rysunku 2, wykonano z następujących materiałów: – blachy ze stali niestopowej niskowęglowej przeznaczonej do obróbki plastycznej na zimno dc01 o grubości 0,8 mm z pokryciem cynkowym o grubości 12 μm; – blachy ze stopu aluminium aw 6061 wg pn-en 573-3 o grubości 1 mm; – drutu spawalniczego alsi5 o średnicy 0,8 mm. ta lica i. zawartość pierwiastków stopowych w materiałach użytych do badań ta le i. the content of alloying elements in the materials used in the test średnie stężenie pierwiastków w % wag., reszta fe dc01 c mn si cr ni s p cu 0,12 0,6 0,045 0,045 średnie stężenie pierwiastków w % wag., reszta al aw6061 mg si fe cu mn ti zn cr 0,8-1,2 0,4-0,8 < 0,7 0,15-0,4 < 0,15 < 0,15 < 0,25 0,04-0,35 średnie stężenie pierwiastków w % wag., reszta al s al 4043a (alsi5(a)) si mn cu ti fe zn mg be 4,5-5,5 < 0,15 < 0,3 < 0,15 < 0,6 < 0,1 < 0,2 < 0,0003 ys. 2. złącze próbne lutospawane metodą ac puls mig: a) lico, b) strona odwrotna złącza ig. 2. the view of test joint braze welded by ac pulse mig: a) face, b) opposite side of joint skład chemiczny materiałów użytych do badań przedstawiono w tablicy i. przedstawiona na rysunku 2 lutospoina jest wysokiej jakości, ma delikatnie łuskowate lico o równej szerokości. przy brzegu lutospoiny zarówno od strony lica, jak i po przeciwnej stronie złącza nie ma uszkodzeń ochronnej powłoki cynku oraz nadtopień stopu aluminium 6061, natomiast widoczne jest oczyszczające działanie łuku na stopie aluminium. pr y wytrzymało ciowe statyczną próbę ścinania zakładkowych złączy lutospawanych wykonano przez rozciąganie na maszynie wytrzymałościowej luis schopper w zakresie pomiarowym do 20 kn [10]. ys. 1. pulsacja prądu z udziałem składowej ac w urządzeniu dw 300 ig. 1. arc pulsation involving the ac component of in the device dw 300 ys. 3. próbki złącza lutospawanego spoiwem alsi5 łukiem ac puls przed próbą rozciągania ig. 3. samples of joint braze welded with alsi5 filler metal using ac pulse arc before tensile test ys. 4. przełomy próbek złącza lutospawanego spoiwem alsi5 łukiem ac puls po rozciąganiu: a) zerwanie w swc stopu aw6061, b) zerwanie częściowo w lutospoinie i swc stopu 6061 ig. 4. fractures of braze welded joints with alsi5 filler metal using ac pulse arc after tensile: a) fracture in swc 6061, b) fracture partialy in braze weld and swc of aw6061 alloy 43przegląd spawalnictwa 9/2013 ys. 5. makrostruktury złączy lutospawanych spoiwem alsi5: a) ze szczeliną między blachami, b) bez szczeliny między blachami ig 5. microstructure of joints braze welded with alsi5 filler metal: a) with the gap between the plates, b) without gap between the plates ys. . mikrostruktury złączy lutospawanych spoiwem alsi5: a) początek złącza, b) środek złącza ig . microstructures of joints braze welded with alsi5 filler metal: a) the beginning of the joint, b) the center of the joint ys. . mikrofotografia sem z analizą punktową edx w lutospoinie alsi5 ig . sem micrograph with a point edx analysis in braze weld of alsi5 ys. . mikrofotografia sem z analizą liniową edx w strefie zwilżenia spoiwem alsi5 warstwy cynku na stali dc01 ig . sem micrograph with a linear edx analysis in zone of wetting of zinc layer on dc01 steel by alsi5 filler metal przykładową próbkę przed próbą ścinania (rozciąganie złącza) pokazano na rysunku 3, a przełomy próbek po rozciąganiu na rysunku 4. wytrzymałość na ścinanie złączy lutospawanych spoiwem alsi5 dla czterech próbek wynosiła w granicach 178÷220 mpa. mniejszą wytrzymałość na ścinanie miały złącza, w których przełom obejmował częściowo lutospoinę, a częściowo swc stopu aluminium. adania metalogra czne obserwację makrostruktur złączy lutospawanych wykonano na mikroskopie świetlnym olympus szx7 przy powiększeniu 10÷50x, natomiast obserwacje mikroskopowe przeprowadzono na mikroskopie olympus ck40m przy powiększeniu 100 i 500x. na rysunku 5 pokazano przykładowe makrostruktury badanych złączy. makrostruktury badanych lutospawanych złączy wykazały ich poprawną budowę, bez obecności niezgodności wewnętrznych. stopiwo dobrze zwilżyło powierzchnie stalowej ocynkowanej blachy oraz nastąpiło wtopienie w blachę stopu aluminiowego. otrzymano poprawne złącza przy dokładnym przyleganiu blach (rys. 5b), a także przy niedokładnym dopasowaniu łączonych blach (rys. 5a). potwierdza to przydatność tej metody lutospawania w przypadku, gdy szczelina na długości złącza zakładkowego jest zmienna, o czym wspomina się w materiałach informacyjnych urządzenia dw 300 [9]. na rysunku 6a przedstawiono mikrostrukturę złącza z początku lutospoiny, a na rysunku 6b ze środka złącza. warstwa cynku nie uległa uszkodzeniu nawet w szczelinie między blachami (rys. 6a), natomiast została zwilżona przez stopiwo alsi5 na pozostałej części złącza (rys. 6b). pogłębioną analizę wykonano na mikroskopie skaningowym, na którym przeprowadzono analizę edx punktową w lutospoinie oraz liniową w strefie zwilżenia. mikrofotografie sem z tych analiz przedstawiono na rysunkach 7 i 8. 44 przegląd spawalnictwa 9/2013 podsumowanie proces lutospawania przeprowadzono przy łączeniu blachy stalowej dc01 o grubości 0,8 mm ocynkowanej elektrolitycznie warstwą o grubości 12 μm z blachą ze stopu aluminium aw6061 o grubości 1 mm przy użyciu spoiwa alsi5 niskoenergetyczną metodą spawania ac puls na urządzeniu dw300. metoda spawania ac puls umożliwiła uzyskanie poprawnych, bez wewnętrznych niezgodności i o estetycznym wyglądzie, zakładkowych złączy lutospawanych z cienkich blach. zarówno na brzegu lutospoiny, jak i po stronie przeciwnej złącza warstwa cynku nie uległa uszkodzeniu, a zmieniająca się szczelina między blachami nie miała wpływu na jakość połączenia. wytrzymałość na ścinanie cienkościennych zakładkowych złączy ocynkowanej elektrolitycznie blachy stalowej dc01 z blachą ze stopu aluminium aw 6061 wykonanych spoiwem alsi5 wynosiła od 178 do 220 mpa. wytrzymałość otrzymanych lutospawanych złączy w przybliżeniu odpowiada wytrzymałości stopu aluminium w stanie wyżarzonym występującym w strefie swc lutospoiny. przeprowadzone badania wykazały możliwość wykonania metodą lutospawania wysokowytrzymałych dobrych jakościowo złączy różnoimiennych stali ocynkowanej ze stopem aluminium. literatura [1] dobrzański l. a.: podstawy nauki o materiałach i metaloznawstwo. materiały inżynierskie z podstawami projektowania materiałowego. warszawa, wnt, 2006. [2] http://asm.matweb.com/search/specificmaterial.asp?bassnum=ma6061t6 [3] http://www.migweld.de/english/products/aluminium/ml-4043alsi5.html [4] de runz b.d.: assessing the benefits of surface tension transfer welding to industry. journal of industrial technology, vol. 19, nr 4/2003. [5] de dompablo m.: nowe rozwiązania w technologii coldarc i forcearc, przegląd spawalnictwa, nr 7-8/2009, s. 12-16. [6] himmelbauer k.: the cmt process – a revolution in welding technology, iiw doc. no. xii-1875-05. [7] era t., ide a., uezono t., yamamoto h., ueyama t.: spatter reduction of steel sheets welding using controlled bridge transfer (cbt) gma process. iiw doc. no. xii-1900-06. [8] jastrzębski a., tasak e.: wpływ pulsacji łuku mig na strukturę spoin stopów aluminium, przegląd spawalnictwa, nr 7-8/2009, s. 7-10. [9] dw 300. digital ac / dc mig pulse arc welding machine. cat. no 458 otc daihen inc. [10] glezman m.: badania właściwości złączy lutospawanych aluminium ze stalą. praca dyplomowa, wydział mechaniczny, pwr, promotor dr inż. p. białucki, wrocław 2013. z analizy punktowej (rys. 7) wynika, że skład chemiczny lutospoiny zawierającej 3,3% si, 3,2% zn, 1,6% mg i 1,0% fe jest efektem rozpuszczenia w stopiwie alsi5 warstwy cynku oraz przetopienia części stopu aluminium 6061. natomiast z analizy liniowej (rys. 8) wynika, że początkowa warstwa cynku o grubości 12 μm uległa częściowemu rozpuszczeniu w stopiwie, tworząc warstwę przejściową o grubości ok. 3,5 μm, w której występuje łagodna zmiana zawartości pierwiastków stopowych. imię i nazwisko kontakt do osoby zamawiającej: adres nip amawiam ksi kę plany spawania teoria i praktyka w edakcji przegl d pawalnictwa w ilo ci .... egz. cena 1 egzemplarza książki jacka słani: plany spawania teoria i praktyka 80 zł (w tym 5% vat) r r r r r ak a przegl d pawalnictwa aw imp ul. świętokrzyska 14a, 00-050 warszawa tel.: 22 827 25 42, faks: 22 336 14 79 e-mail: pspaw@ps.pl wpłaty nale y dokona na rachunek ankowy bank bph s.a. oddział w warszawie 45 10 0 00 0000 3200 0043 1 3 podpis firma n n n oświadczam, że jestem podatnikiem vat i upoważniam firmę do wystawienia faktury bez podpisu ps 12 2015 www 95przegląd spawalnictwa vol. 87  12/2015 dostosowanie polskich doświadczeń w zakresie nieniszczącej oceny wytrzymałości betonu do wymagań pn-en adapting polish experience in the non-destructive evaluation of the strength of concrete to requirements pn-en prof. dr hab. inż. leonard runkiewicz, mgr inż. jan sieczkowski – instytut techniki budowlanej. autor korespondencyjny/corresponding author: l.runkiewicz@itb.pl streszczenie poprawa jakości produkowanego betonu nie zawsze przekłada się na jakość wykonania elementów konstrukcji. zła jakość betonu była przyczyną wielu awarii i katastrof obiektów budowlanych. rosnące wymagania dotyczące jakości konstrukcji żelbetowych stwarzają m.in. potrzebę stosowania metod kontroli „in situ”. wśród takich metod kontroli prym wiodą nieniszczące metody badawcze, szczególnie wytrzymałości betonu. w artykule przedstawiono analizę zagrożeń bezpieczeństwa w budownictwie oraz próbę dostosowania wieloletnich polskich doświadczeń w zakresie nieniszczącej oceny wytrzymałości betonu – metod sklerometrycznych do wymagań pn-en. słowa kluczowe: : wytrzymałość betonu, metody nieniszczące, metody sklerometryczne abstract the improvement of the quality of produced concrete not always transfers itself into the quality of the workmanship of structural elements. the poor quality of concrete caused many damages and disasters of civil structures. growing of the requirements concerning the quality of reinforced concrete structures among others need of applying methods of monitoring “in situ”. non-destructive research methods are the leader among such methods of monitoring, particularly strengths of concrete. in the article was described analysis of safety threats in the construction and attempt to adapt long-standing polish experience in the non-destructive evaluation of the strength of concrete sclerometric methods to requirements pn-en. keywords: concrete strength, non-destructive methods, sclerometric methods wstęp stosowane obecnie w polsce nowoczesne technologie wykonywania żelbetowych konstrukcji obiektów budowlanych na ogół spełniają wysokie wymagania na poziomie światowym. jednak, ze względu na duży zakres i różnorodność realizowanych obiektów budowlanych występują różnorodne problemy projektowe, realizacyjne i eksploatacyjne. niemal wszystkie obiekty o konstrukcji żelbetowej wykonywane są w technologii monolitycznej, wykorzystującej nowoczesne techniki deskowaniowe. szacuje się, że poniżej 20% obiektów wykonywanych jest w technologii prefabrykowanej lub mieszanej prefabrykowano-monolitycznej. obecnie betony konstrukcyjne do realizowanych obiektów wykonywane są w ponad 70% w wytwórniach z zachowaniem kontroli jakości produkcji betonu. pomimo wzrostu poziomu jakości produkowanego betonu w nowoczesnych warunkach, jego jakość w elementach konstrukcji obiektów jest często znacznie gorsza. w celu jej polepszenia niezbędne są dalsze prace nad prawidłowością realizacji w zakresie techleonard runkiewicz, jan sieczkowski nologii, techniki i organizacji, z wykorzystaniem elementów zespolonych oraz nowe i skuteczne metody kontroli „in situ”. rosnące wymagania dotyczące jakości konstrukcji żelbetowych oraz ciągły postęp w budownictwie stwarzają potrzebę stosowania nowych, coraz bardziej zaawansowanych technologii i metod kontroli „in situ”. wśród metod kontroli „in situ” największe znajdują różnorodne nieniszczące metody badawcze ukierunkowane i przystosowane do rozwiązywania i kontroli realizacji wyżej wymienionych problemów, a szczególnie wytrzymałości betonu. ponadto na potrzebę szerokiego stosowania nieniszczących metod badawczych podczas realizacji i eksploatacji wskazuje zbyt duża liczba zagrożeń bezpieczeństwa i awarii konstrukcji żelbetowych. w referacie przedstawiono analizę zagrożeń bezpieczeństwa w budownictwie oraz dostosowanie wieloletnich polskich doświadczeń w zakresie nieniszczącej oceny wytrzymałości betonu do wymagań pn-en. 96 przegląd spawalnictwa vol. 87 12/2015 analiza zagrożeń i awarii konstrukcji żelbetowych zła jakość i trwałość materiałów oraz niezawodność konstrukcji budowlanych w decydujący sposób wpływają na powstawanie zagrożeń, awarii i katastrof budowlanych. jak wykazały wieloletnie analizy zagrożeń, awarii i katastrof budowlanych prowadzone przez instytut techniki budowlanej, materiały budowlane oraz połączenia konstrukcyjne stanowiły bardzo ważny czynnik w powstawaniu zagrożeń, awarii i katastrof. zła jakość materiałów była przyczyną zagrożeń, awarii i katastrof w różnych typach konstrukcji budowlanych oraz różnych budynkach lub budowlach inżynierskich. rodzaje konstrukcji budowlanych w jakich wystąpiły zagrożenia, awarie i katastrofy w ostatnich 40 latach w polsce pokazano na rysunku 1. suma procentów w poszczególnych kolumnach może być mniejsza od 100 ze względu na nie ujęcie wszystkich rodzajów przypadków, lub może być większa od 100 ze względu na rozległy charakter awarii lub katastrof obejmujący kilka typów technologii lub elementów. typy konstrukcji budowlanych w jakich wystąpiły zagrożenia, awarie i katastrofy w ostatnich 40 latach w polsce pokazano na rysunku 2. rys. 1. udział procentowy awarii i katastrof w latach 1962-2013 według podziału na rodzaje budownictwa. fig. 1. damages and disasters in the period 1962-2013 according to construction type rys. 2. udział procentowy awarii i katastrof w latach 1962-2013, według podziału na typy konstrukcji budowlanych fig. 2. damages and disasters in the period 1962-2013 according to structure type rys. 3. udział procentowy awarii i katastrof w latach 1962-2013 według podziału ze względu na materiały fig. 3. damages and disasters in the period 1962-2013 according to applied materials udział procentowy zagrożeń, awarii i katastrof powstałych z powodu złych materiałów pokazano na rysunku 3. zgodnie z aktualnymi przepisami międzynarodowymi, żelbetowe wyroby i elementy powinny posiadać odpowiednie cechy fizyczne i wytrzymałościowe pozwalające na spełnienie wymaganych stanów granicznych nośności i użytkowalności w zaprojektowanych obiektach budowlanych przez cały okres ich eksploatacji [8,9]. do oceny cech fizycznych i wytrzymałościowych w różnych fazach realizacji i eksploatacji coraz szerzej stosowane są metody nieniszczące. złożoność zagadnień związanych z bezpieczeństwem, niezawodnością i trwałością nowoczesnych konstrukcji żelbetowych w warunkach użytkowania wymaga rozwoju i doskonalenia specjalistycznych metod badawczych. diagnostyka i ocena elementów żelbetowych wymaga stosowania optymalnych metod badawczych „in situ”, pozwalających na ocenę stanów granicznych obiektu budowlanego z dostateczną dokładnością w całym okresie realizacji i eksploatacji. generalnie, właściwości wyrobów, elementów i obiektów budowlanych według przepisów unii europejskiej ustalane są przez wymagania podstawowe, określane normami i aprobatami technicznymi [3,5,7,8]. właściwości wyrobów, elementów i obiektów budowlanych pozwalają na ocenę bezpieczeństwa, trwałości i niezawodności konstrukcji budowlanych. dotyczy to także konstrukcji żelbetowych zarówno w czasie realizacji jak i w czasie eksploatacji. niezawodność i trwałość konstrukcji żelbetowych niezawodność elementów i konstrukcji żelbetowych wymaga aby nie były przekroczone stany graniczne elementów lub całych konstrukcji w obszarach najbardziej obciążonych lub wytężonych, w całym okresie eksploatacji [3÷5]. stany graniczne nośności konstrukcji żelbetowych lub ich elementów wyrażają generalnie nierówności typu: sd.≤.rd gdzie: sd – obliczeniowa wielkość sił wewnętrznych, rd – obliczeniowa nośność. natomiast stany graniczne użytkowalności konstrukcji, najczęściej ugięcia, zarysowania, odkształcenia, itp. wyrażają nierówności typu: ed.≤.cd gdzie: ed – odkształcenia, ugięcia, szerokości rozwarcia rys, względnie inne parametry użytkowalności cd –wartości graniczne kryterium użytkowalności konstrukcji wytrzymałości charakterystyczne materiałów fk w eksploatowanych konstrukcjach przyjmować należy zgodnie z badaniami w naturze. (1) (2) 97przegląd spawalnictwa vol. 87  12/2015 zakres nieniszczących metod badań do badań i kontroli wymienionych cech elementów w nowoczesnych konstrukcjach żelbetowych, wpływających na trwałość, ocenę nośności i niezawodności konstrukcji udoskonalane i rozwijane są m. in. następujące specjalistyczne metody: – ultrasonograficzne i sklerometryczne do ocen cech wytrzymałościowych i strukturalnych betonu w elementach, – ultrasonograficzne i emisji akustycznej do ocen jednorodności i struktury betonu, – elektryczne i elektrochemiczne do ocen wilgotności i korozji betonu, – interferometrii do ocen struktury betonu w konstrukcji, – holograficzne i magnetyczne do ocen struktury i wtrąceń w betonie wbudowanym, – radiologiczne do ocen wilgotności i ciężaru betonu w konstrukcji, – radarowe i termograficzne do ocen struktury elementów, – radiograficzne z wykorzystaniem betatronów i mikrotronów, tomografii komputerowej, radiometryczne (gamma), oporu elektromagnetycznego, elektroakustyczne, spektroskopii, przepuszczalności gazu, transmisji ciepła, optyczne, itp. do ocen innych wybranych ważnych cech betonu i ich zmiany w czasie oraz położenia i ilości zbrojenia w elementach żelbetowych. badania jakości betonu w elementach i konstrukcjach budowlanych charakterystyka metod badawczych metody te są metodami pośrednimi, opartymi na zależnościach empirycznych pomiędzy mierzonymi wielkościami fizycznymi, a poszukiwanymi cechami materiałów. metody te wymagają zatem wstępnego skalowania aparatury pomiarowej i urządzeń badawczych. do normowej oceny zmian wytrzymałości betonu w elementach i konstrukcjach stosuje się najczęściej nieniszczące metody ultradźwiękowe i sklerometryczne [1÷7]. natomiast do oceny trwałości, niezawodności oraz stanów granicznych elementów i konstrukcji (według wzorów 1 i 2), wykonanych według nowoczesnych technologii stosuje się w polsce od szeregu lat nieniszczące metody zgodnie z normami i instrukcjami [1÷15]. w badaniach nieniszczących betonu wielką rolę odgrywają dobory właściwych zależności korelacyjnych. jak wykazała dotychczasowa praktyka, zależności empiryczne (korelacyjne) są bardzo zróżnicowane, a ich błędne stosowanie obniża dokładność oceny nawet do ok. 100%. zmiany wytrzymałości i jednorodność betonu określa się za pomocą metod nieniszczących i statystycznej analizy wyników pomiarów, w oparciu o zależności empiryczne ważne dla danego rodzaju betonu w badanej konstrukcji. dotychczas ocenę wytrzymałości gwarantowanych betonu fcg (rbg) i klasy betonu przeprowadza się w zależności od liczby pomiarów (lub odwiertów). przy statystycznej ocenie gwarantowane wytrzymałości określa się z zależności empirycznych, ważnych dla określonych technologii betonu, jako wytrzymałości minimalne. według dotychczasowych polskich wymagań, dla zapewnienia oceny wytrzymałości betonu z wymaganą technicznie dokładnością (błąd oceny nie większy niż 20%) dokładność związku empirycznego powinna wykazywać współczynnik korelacji większy od 0,75 lub względne kwadratowe odchylenie przy doborze krzywej hipotetycznej powinna być mniejsze 12% [1÷15]. dotychczas w badaniach diagnostycznych w polsce stosowało się często przybliżony sposób wyznaczania związków empirycznych. powszechnie jest uznane, że zależności empiryczne pomiędzy wytrzymałością betonu, a wielkościami mierzonymi metodami nieniszczącymi są zależne od wielu parametrów charakteryzujących badany beton w konstrukcji [1÷15]. rozwój technologii betonu oraz stosowanie coraz to nowych składników do jego produkcji wpływa zasadniczo na charakter i przebieg powyższych zależności. opracowano szereg zależności służących do nieniszczącej kontroli betonu „in situ”, które są wykorzystywane w diagnostyce elementów konstrukcji żelbetowych [3÷15] – rysunki 4 i 5. rys. 4. przykłady charakterystycznych zależności fc – v dla metody ultradźwiękowej fig. 4. examples of fc – v relations for the ultrasonic method rys. 5. przykładowe zależności empiryczne fc – l dla sklerometrów schmidta typu n fig. 5. examples of fc – l relations for the sclerometric method są to zależności specjalne, m.in. dla betonów wysokich wytrzymałości z kruszywem żwirowym oraz betonów z kruszywem keramzytowym, glinoporytowym, drobnoziarnistym, z popiołami lotnymi i innymi dodatkami. charakter tych zależności wskazu98 przegląd spawalnictwa vol. 87 12/2015 przykładowe zależności, jakie uzyskano z przeprowadzonych badań ponad 2000 próbek przy położeniu osi przyrządu α=0 (ściana) podane są w pracach [1÷15] oraz przedstawione na rysunkach 6 i 7. rysunek 6 przedstawia wyniki badań wykonanych młotkiem schmitta typu n, a rysunek 7 – młotkiem typu l. ponadto dla polskich warunków opracowano zależności empiryczne dla młotków schmidta typu p i m. po dalszych badaniach, analizach porównawczych przeprowadzonych przez wiele ośrodków naukowych oraz uzyskanych z szerokiej praktyki badań technicznych takich elementów jak: fundamenty, ściany, słupy, płyty, belki, kominy, zbiorniki, wieże, silosy, zapory itp. oraz po dodatkowych modyfikacjach przystosowujących je do rozwijających się technologii betonów, próbek kostkowych 15x15x15 cm, odwiertów od ø5 do ø15 cm, a także nowych zasad oceny jakości i klasyfikacji konstrukcyjnej betonów opracowano metody oceny: – wytrzymałości średniej, – wytrzymałości minimalnej, – odchylenia standardowego wytrzymałości, – współczynnika zmienności wytrzymałości oraz – wytrzymałości gwarantowanej (klasy betonu) równej wytrzymałości minimalnej. wytrzymałość średnia stanowi statystyczną średnią wytrzymałości betonu w elemencie lub konstrukcji jako zmienną zależną od wyników badań nieniszczących (sklerometrycznych, ultradźwiękowych). wytrzymałość minimalna (wytrzymałość gwarantowana) betonu w elemencie lub konstrukcji jako zmienna zależna od rozkładu statystycznego wyników badań nieniszczących (sklerometrycznych, ultradźwiękowych) przy 95% prawdopodobieństwa nieprzekraczania tej wartości. rys. 6. zależności empiryczne dla młotków schmidta typu n (α=0) do oceny wytrzymałości betonu podane dla warunków polskich [7] fig. 6. empirical relationships for the rebound hammer type n (alfa=0) for the assessment of the concrete strength applied in polish conditions [7] je na bezwzględną konieczność dokładnego lub przybliżonego ustalania ich dla każdego rodzaju betonu w konstrukcji. szczególnie wielką rolę w badaniach nieniszczących nowoczesnych betonów w konstrukcjach odgrywają dobory właściwych krzywych korelacyjnych. jak wykazała dotychczasowa praktyka, zależności empiryczne (krzywe korelacyjne) są bardzo zróżnicowane, a ich błędne stosowania obniżają dokładności ocen nawet o ok. 80%. zwiększenia dokładności oceny wytrzymałości betonu w konstrukcji można również uzyskać przez kompleksowe zastosowanie kilku metod pomiarowych. stosowane równocześnie metody powinny mierzyć różne cechy fizyczne i strukturalne betonu. przy analizie otrzymuje się najpierw częściowe statystyczne wskaźniki wytrzymałości według każdej metody, a następnie dokonuje się oceny kompleksowej. ostateczna ocena statystycznych wskaźników wytrzymałości betonu zależy od wzajemnych związków pomiędzy częściowymi statystycznymi wskaźnikami wytrzymałości, określonymi poszczególnymi metodami [3÷5,15]. zasady badań nieniszczących jakości betonu zasady i warunki stosowania metod nieniszczących do badań betonu w konstrukcjach żelbetowych „in situ” określają normy en, normy różnych krajów oraz polskie normy i instrukcje [1÷15]. zasadniczymi elementami polskich norm i instrukcji są zasady: – realizacji badań elementów i konstrukcji „in situ”, – interpretacji wyników badań. w realizacji badań szczególną uwagę kieruje się na wybór miejsc reprezentatywnych dla konstrukcji oraz poprawne wykonywanie pomiarów ultradźwiękowych lub sklerometrycznych. przy wyborze miejsc pomiarów szczególną uwagę zwraca się na: – dostateczną grubość i sztywność badanych elementów takich jak: belek, słupów, ścian, płyt, podłoży pod posadzki, itp., – zwartą jednorodną strukturę betonu w miejscu wykonywania pomiaru, oraz – zniszczenia powierzchniowe betonu. przy poprawnej interpretacji szczególną uwagę zwraca się na: – dostateczną liczbę miejsc pomiarowych, – dobory krzywych korelacyjnych dla badanych betonów, szczególnie wykonywanych według specjalnych technologii, – wykonywanie odwiertów w elementach w celu dokładniejszego skalowania metod nieniszczących, – przyjmowanie współczynników korekcyjnych po należytym ich uzasadnieniu, – ocenę wytrzymałości gwarantowanych, charakterystycznych i obliczeniowych zgodnie z polskimi normami, – kompleksowe stosowanie metod badawczych. metody nieniszczące do oceny wytrzymałości betonu dotychczas stosowane w polsce w polsce metody nieniszczące do oceny wytrzymałości betonu stosowane są od ok. 1960 r. na podstawie obszernych badań ponad 2000 próbek oraz badań stosowanych, opracowane zostały 3 instrukcje do takiej oceny betonu [1÷15]. po kilku latach intensywnego stosowania metod nieniszczących, opracowano odpowiednie 2 normy pn [1÷15] dla metod sklerometrycznych oraz ultradźwiękowych. oznaczenie liczby odbicia przez l wg dotychczasowych polskich norm i polskiej literatury. 99przegląd spawalnictwa vol. 87  12/2015 natomiast odchylenie standardowe i współczynnik zmienności wytrzymałości są wielkościami statystycznymi wyznaczanymi przy założeniu również rozkładu gaussa. polskie normy [1÷15] dopuszczały również przybliżony sposób wyznaczania zależności empirycznych dla określonych populacji betonów, wprowadzając do celów ekspertyzowych współczynnik ck do zależności bazowych. wytrzymałość betonu wyznaczano więc ze wzoru: fc=ck·fcb przy ograniczeniu jego stosowania do wartości względnego odchylenia standardowego określonego zależnością: υk ≤ 12% zwiększone względne odchylenie standardowe obniżało ostateczną ocenę wskaźników wytrzymałości betonu i jej klasy [1÷6]. na rysunkach 6 i 7 pokazano również zależności określone w sposób przybliżony (metoda ii) przy współczynniku ck=1,5 (krzywa 1,5 (pn). ocena wytrzymałości betonu w konstrukcji według pn-en procedury oceny wytrzymałości na ściskanie metodami nieniszczącymi podano w pn-en 13791[10]. metody te mogą być stosowane, po przeprowadzeniu wzorcowania rys. 7. zależności empiryczne dla młotków schmidta typu l (α=0) do oceny wytrzymałości betonu dla warunków polskich [7] fig. 7. empirical relationships for the rebound hammer type l (alfa=0) for the assessment of the concrete strength applied in polish conditions [7] (3) na odwiertach. zostały one opisane w pracach [1÷15]. krzywa skalowania proponowana w [10] w przypadku badań sklerometrycznych jest zbliżona do krzywej podanej w instrukcji itb [14], która jest dolną obwiednią krzywych skalowania. przebieg krzywej zalecanej w przepisach polskich lepiej odwzorowuje rzeczywisty przebieg zależności, bowiem w badaniach obserwuje się wzrost jej stromości przy wyższej wytrzymałości betonu. stąd z zasady nie rekomenduje się metody sklerometrycznej do badania betonów wyższych klas, od b60. w pn-en 13791[10] przyjmuje się dużą liczbę próbek n ≥ 9 stanowiących podstawę kalibracji zależności frfl. do przybliżonego skalowania wystarczająca wydaje się być liczba par wyników n ≥ 3, podobnie jak miało to miejsce w przepisach krajowych stosowanych do metody sklerometrycznej i ultradźwiękowej przy spełnieniu podanych tam warunków. parametr przesunięcia krzywej bazowej proponowany przez [10] przy spełnieniu podanych tam warunków zależny jest od współczynnika k1≥1,48 wynikającego z metody funkcji charakterystycznych i oblicza się go jako wartość różnic δf funkcji charakterystycznych. w związku z powyższym w pracy [2 i 9] zasugerowano aby wartości przesunięcia δf przyjmować jako górne oszacowanie przedziału ufności wartości średniej δfm(n). wartość ta szacowana jest na poziomie ± 0,15 δfm(n) nie tylko w literaturze krajowej, ale również w badaniach amerykańskich. wtedy cytując za pracami [1÷15] wartość przesunięcia równoległego krzywej bazowej wynosi δf = 0,85 δfm(n). analogicznie jak w instrukcji itb [14] wartość δfm(n) można obliczyć operując średnimi wartościami wytrzymałości na ściskanie, wyznaczonymi na próbkach odwiertach fm(n),is i z podstawowej krzywej bazowej fr (w krajowych przepisach przyjmowano w miejsce współczynnika addytywnego δf współczynnik korekcyjny ck). propozycje dalszego stosowania metod nieniszczących postanowienia normy [10] nie precyzują, przy jakich wartościach rozrzutów wyniki badań można uznać za wiarygodne. można posiłkować się krajowymi tradycjami w tym zakresie. jeżeli za podstawowe uzna się badanie wytrzymałości na próbkach odwiertach, to wyniki pomiarów pośrednich uzyskanych w stosunkowo dużej liczbie miejsc konstrukcji mogą stanowić istotną informację w przypadku ograniczonej liczby próbek odwiertów (n<6). wyniki badań nieniszczących współczynnika zmienności wytrzymałości oznaczonych na podstawie pomiarów pośrednich świadczą, że próbki odwierty są w pełni reprezentatywne i wyniki ich badania należy uznać za miarodajne. w przypadku niespełnienia tych warunków, należy pobrać dodatkowe odwierty z miejsc o zaniżonej wytrzymałości, oszacowanej na podstawie pomiarów sklerometrycznych, a następnie dokonać oceny wytrzymałości betonu w konstrukcji na podstawie zwiększonej liczby próbek-odwiertów. przy ocenie wytrzymałości betonu w elementach pochodzących z jednego rodzaju betonu proponuje się, na podstawie dotychczasowych doświadczeń, uwzględnić dotychczasowe zasady polskich norm i instrukcji w zakresie oceny wytrzymałości gwarantowanej i klasy betonu [1÷15]. na podstawie dotychczasowych badań dla metody sklerometrycznej można też, przyjmując zależności wg pn-en [10] lub podane w pracach [1÷7,9,13÷15], obliczać fmin jako odpowiednik wytrzymałości gwarantowanych wg wzoru: fmin = fc g = fm – 1,64 δf gdzie: fcg – wytrzymałość gwarantowana betonu w elemencie (4) (5) 100przegląd spawalnictwa vol. 87 12/2015 wg [1÷7, 9,13÷15], fm – wytrzymałość średnia betonu w elemencie obliczana zgodnie z [1÷7,9,13÷15], δf – odchylenie standardowe wytrzymałości betonu w elemencie z badań sklerometrycznych wg wzoru: δf.=.rm.•.νr.•.b νr – współczynnik zmienności liczb odbicia dla elementu (dla przyjętego oznaczenia liczby odbicia r) wg wzoru: b.– parametr wolny zależności liniowej wg pn-en [10]. sr.– odchylenie standardowe liczb; oblicza się go wg wzoru: rm.–.średnia liczba odbicia dla elementu (6) m r r r s =ν (7) ∑ − − = 2)( 1 1 mnr rrn s (8) wnioski do najważniejszych problemów badawczych, związanych z wyznaczaniem wytrzymałości betonu w konstrukcjach żelbetowych z wykorzystaniem metod nieniszczących, należą potrzeby oceny: – cech wytrzymałościowych i jednorodności betonu w konstrukcjach, – rys, pęknięć i innych uszkodzeń betonu w konstrukcjach, – cech reologicznych betonu w konstrukcjach, – struktury, porowatości i nieciągłości betonu w konstrukcjach, – korozji betonu w konstrukcjach eksploatowanych. – napraw i trwałości betonu w elementach, – połączeń elementów żelbetowych. w celu podwyższenia jakości betonu i dokładności oceny wytrzymałości nowoczesnych betonów wysokiej jakości należy dokładnie określać właściwe zależności empiryczne w oparciu o odwierty i analizy korekcyjne zgodnie z pn-en lub dotychczasowymi polskimi doświadczeniami. stosowanie nieniszczących metod sklerometrycznych do oceny wytrzymałości betonu w żelbetowych konstrukcjach obiektów modernizowanych wg pn-en wymaga przystosowania dotychczasowych polskich norm i instrukcji do nowych ustaleń. powinny one uwzględnić podane zasady pn-en oraz dotychczasowe bogate doświadczenia krajowe w zakresie stosowania metod nieniszczących do określenia wytrzymałości charakterystycznych i obliczeniowych, a także do oceny jednorodności i innych cech betonu, zarówno w elementach nowych jak i starych obiektów modernizowanych. literatura [1] brunarskl l.: określanie klasy betonu na podstawie diagnostycznych badań konstrukcji, materiały xiii ogólnopolskiej konferencja warsztat pracy projektanta konstrukcji, ustroń 26-28 lutego 1998 r., tom l, s. 720. [2] brunarskl l., dohojda m.: diagnostyka wytrzymałości betonu w konstrukcji, seria wydaw. „prace naukowe – monografie, rozprawy, studia” itb, 2015. [3] runkiewlcz l.: diagnostyka i wzmacnianie konstrukcji żelbetowych, wyd. politechniki świętokrzyskiej, kielce 1999. [4] runkiewlcz l.: wpływ statystycznej analizy wyników badań nieniszczących na ocenę betonu w konstrukcji. prace itb kwartalnik, nr 1/81. [5] runkiewlcz l.: badania konstrukcji ”in situ” w rzeczoznawstwie budowlanym. materiały konferencyjne „warsztat pracy rzeczoznawcy budowlanego”. wyd. politechnika świętokrzyska, kielce, 1996. [6] runkiewlcz l.: wpływ wybranych czynników na wyniki badań sklerometrycznych betonu. wyd. itb, warszawa, 1994. [7] runkiewlcz l.: sklerometryczna metoda kontroli jakości betonu w konstrukcjach (praca magisterska) politechnika warszawska, 1961. [8] pn-en 1992-1-1 :2008: eurokod 2. projektowanie konstrukcji z betonu. część l. reguły ogólne i reguły dla budynków. [9] drobiec ł., jasiński r., piekarczyk a.: diagnostyka konstrukcji żelbetowych. metodologia, badania polowe, badania laboratoryjne betonu i stali. „wydawnictwo naukowe pwn”. warszawa 2010. [10] pn-en 13791:2008 ocena wytrzymałości betonu na ściskanie w konstrukcjach prefabrykowanych wyrobach betonowych. [11] pn-b-06262:1974 nieniszczące badania konstrukcji z betonu. metoda sklerometryczna badania wytrzymałości betonu na ściskanie za pomocą młotka schmidta typu n. [12] pn-en 12504-2:2002; pn-en 12504-2:2002/ap1:2004 badania betonu w konstrukcjach. część 2: badanie nieniszczące. oznaczanie liczby odbicia. [13] instrukcja itb nr 361/99 zasady oceny bezpieczeństwa konstrukcji żelbetowych. itb, warszawa 1999 r. [14] instrukcja itb 210/1977 instrukcja stosowania młotków schmidta do nieniszczącej kontroli jakości betonu. [15] materiały konferencji badań nieniszczących, wyd. simp, lata 19902014. n.–.liczba miejsc pomiarowych również w sytuacji kontroli betonu stwardniałego istniejącej konstrukcji monolitycznej lub prefabrykowanej w załączniku a do pn-en 1992 [8] stwierdza się, że wartość γc można zmniejszyć, mnożąc ją przez współczynnik równy 0,85 (w ec 2 nazywany współczynnikiem konwersji η). jednocześnie wartość γc do której stosuje się to zmniejszenie, może być już zmniejszona ze względu na istniejące odchyłki geometryczne konstrukcji lub zmienność wytrzymałości betonu na ściskanie. przy czym zredukowana wartość współczynnika, będąca wynikiem wszystkich zmniejszeń, nie powinna być mniejsza niż γc,red4 którą załącznik krajowy do ec 2 zaleca przyjmować równą 1,3 wg pn-en 1990 [8]. n r r nm σ = (9) 201312_pspaw_25gt.pdf 16 przegląd spawalnictwa 12/2013 grzegorz jezierski 100-lecie lampy rentgenowskiej 100 year of x-ray tube r inż. rzegorz ezierski politechnika opolska. st p w tym roku obchodzimy 100-lecie zbudowania pierwszej właściwej lampy rentgenowskiej przez williama d. coolidge’a (1873-1975). amerykański fizyk i wynalazca william d. coolidge, wieloletni dyrektor laboratorium badawczego firmy general electric w schenectady, wniósł istotny wkład w rozwój lamp rentgenowskich (autor 83 patentów). uznawany jest za ojca lampy rentgenowskiej, bowiem w 1913 r. zgłosił patent właściwej lampy rentgenowskiej, tj. lampy próżniowej z żarzoną katodą wolframową w miejsce stosowanych dotąd lamp wyładowczych, a więc lamp gazowanych z zimną katodą. lampy gazowane jonowe, z zimną katodą odkrycie promieni x nastąpiło w niemczech, podczas badań prowadzonych przez wilhelma c. röntgena (1845-1923) nad promieniami katodowymi, abstract this article presents short outline of application of first discharge lamps (called also ion lamps or lamps with cold cathode), used to fabricating x ray radiation from the moment of its discovery in 1895 to 1913, when proper xray lamp appeared. this lamp called vacuum lamp with hot cathode, due to phenomenon of thermo emission, taking advantage effective, steerable source of electrons, has opened new era in medical and also industrial radiology practice. the author of this lamp was american inventor william d. coolidge called popularly the father of x-ray tube (lamp). streszczenie w artykule przestawiono krótki zarys stosowania pierwszych lamp wyładowczych (zwanych też lampami jonowymi i/ lub lampami z zimną katodą) stosowanych do wytwarzania promieniowania rentgenowskiego od momentu jego odkrycia w 1895 r. do 1913 r., kiedy to pojawiła się właściwa lampa rentgenowska. lampa ta, zwana lampą próżniową z gorącą katodą, wykorzystująca dzięki zjawisku termoemisji efektywne, sterowalne źródło elektronów, otworzyła nową erę w praktyce radiologicznej zarówno medycznej, jak i przemysłowej. twórcą tej lampy był amerykański wynalazca william d. coolidge zwany popularnie ojcem lampy rentgenowskiej. którymi fascynował się cały ówczesny świat naukowy. jak obecnie wiadomo, promienie katodowe to strumień szybko poruszających się elektronów w rozrzedzonych gazach, a ich nazwa wzięła się stąd, iż miejscem ich powstawania była katoda. lampy do ich wytwarzania to lampy gazowane, zwane też jonowymi, lub lampami z zimną katodą, a od znanego twórcy tych lamp i badacza zjawisk towarzyszących wyładowaniom elektrycznym w gazach, angielskiego fizyka williama crookes’a (1832-1919) zwane również lampami crookes’a. właśnie taką lampą dysponował röntgen, kiedy 8 listopada 1895 r. zauważył dziwne zjawisko polegające na wydostawaniu się z lampy nowego, nieznanego promieniowania, zdolnego do przenikania przez różne materiały, w tym ludzką rękę. stosowane wówczas przez naukowców lampy to lampy z niewielką próżnią (ciśnienie ok. 0,1 pa), często wypełnione jakimś gazem. dzięki przyłożeniu wysokiego napięcia do lampy (minus do katody, plus do anody) następowała jonizacja resztek gazu w lampie i przepływ prądu – stąd lampy te nazywano również lampami jonowymi. pod wpływem wysokiego napięcia dodatnie jony gazu, powstałe w wyniku jonizacji, ulegały przyspieszeniu między elektrodami i bombardując katodę, wyzwalały z niej elektrony. w związku z taką emisją elektronów lampy te nazywano również lampami rentgenowskimi z zimną katodą. z kolei uwolnione z katody elektrony, ulegając przyspieszeniu pod wpływem 17przegląd spawalnictwa 12/2013 przyłożonego napięcia, padały na przeciwległą ściankę bańki i emitowały w niej promienie x (rys. 1). w pierwszych lampach promieniowanie rentgenowskie było emitowane ze szklanej bańki, w miejscu, na które padały promienie katodowe (strumień szybkich elektronów), stąd też uzyskiwane obrazy rentgenowskie nie były ostre. były nieco rozmyte, można powiedzieć, że „ognisko” tych lamp wynosiło 5 ÷ 8 cm. lampy te miały pierwotnie kształt cylindra, później pojawiły się lampy o kształcie kulistym z bocznymi ramionami na wyprowadzenia elektrod. w celu uzyskania wąskiej wiązki elektronów emitowanych przez katodę profesor herbert jackson (1863-1936) z king’s college w londynie zaproponował w marcu 1896 r. użycie katody o powierzchni wklęsłej zamiast dotychczasowej płaskiej. lamp takich (zwanych fokus tube lub rurami jacksona) używał m.in. dr john macintyre (1857-1928), prezydent londyńskiego towarzystwa radiologicznego. pierwsze lampy miały kształt gruszkowaty z katodą umieszczoną w węższej części. później pod koniec 1896 r., kiedy ustalono, że kształt lampy nie ma znaczenia, zastąpiono kształt gruszkowaty wygodniejszym w produkcji kształtem sferycznym. na elektrody stosowano głównie aluminium, aczkolwiek eksperymentowano również z innymi metalami. w czasie tych eksperymentów ustalono, że najlepszymi metalami na anody są te, które mają największą liczbę atomową. aluminium pomimo jego niskiej liczby atomowej (27), stosowano dlatego, że pozostaje stabilne w czasie wyładowań w próżni. wolfram (liczba atomowa 74) i uran (92) zostały użyte jedynie eksperymentalnie, natomiast preferowano platynę (78), ponieważ jest łatwiejsza do obróbki. stąd też lampy jonowe z anodą platynową były stosowane aż do pojawienia się lampy próżniowej coolidge’a w 1913 r., w której anoda była wykonana z wolframu. w pierwszych lampach jonowych niekiedy na drodze strumienia elektronów umieszczano dodatkową trzecią elektrodę, tzw. antykatodę. pojęcie antykatody wprowadził angielski fizyk silvanus p. thompson (1851-1916), przewodniczący pierwszego na świecie towarzystwa rentgenowskiego w londynie, założonego w 1897 r. terminy anoda i antykatoda niekiedy były używane zamiennie, jako że często odnosiły się one do tej samej elektrody; anoda działała bowiem jak antykatoda w pierwszych, a także późniejszych rys. 1. lampa wyładowcza, z którą pracował röntgen ig. 1. discharge tube used by röntgen rys. 2. różne konstrukcje wczesnych lamp do wytwarzania promieniowania rentgenowskiego [2]. użytkownikami lamp byli: 1 i 2 – crookes; 3 – seguy; 4 – wood; 5 – seguy; 6 – chabaudhurmuzescu; 7 – seguy; 8 – thompson; 9 – seguy; 10 – d’arsonval; 11 – seguy; 12 – puluj; 13 – seguy; 14 – d’arsonval; 15 – le roux; 16÷18 – seguy; 19 – de rufz; 20 – crookes; 21÷23 – seguy; 24 – röntgen; 25 – brunet-seguy; 26, 27 – le roux; 28 – colardeau; 29 – seguy; 30 – colardeau; 31 – seguy; 32 – röntgen ig. 2. various forms of early cold cathode jon tubes lampach rentgenowskich. oczywiście antykatoda miała ten sam dodatni potencjał co anoda i była nachylona pod kątem 45o do osi lampy. lampy z trzema elektrodami były produkowane aż do lat 20. ub.w., głównie w niemczech, mimo że eksperci w tej dziedzinie nie byli zgodni co do tego, czy lampy z trzema elektrodami są lepsze niż z dwoma. właściwe działanie pierwszych lamp rentgenowskich (jonowych, czyli gazowanych) zależało od obecności niewielkiej ilości gazu wewnątrz lampy. jego ilość oraz ciśnienie określały wydajność lampy. podczas pracy takiej lampy następowała stopniowa absorpcja cząstek gazu, wskutek czego próżnia w lampie stawała się zbyt wysoka dla przepływu prądu. wymagało to stosowania coraz wyższego napięcia; mówiło się więc, że lampa stawała się „twarda”. jeżeli natomiast było zbyt dużo gazu wewnątrz lampy, gaz ten ulegał zjawisku fluorescencji i również nie były wytwarzane promienie x; lampa stawała się wtedy „miękka”. stąd też, aby zapewnić zadowalającą i jednolitą pracę lamp jonowych, próżnia powinna być utrzymywana na stałym w (przybliżeniu) poziomie. rozwiązanie regulacji 18 przegląd spawalnictwa 12/2013 próżni w lampach rentgenowskich (jonowych) wczesnego okresu stwarzało wiele problemów. wykorzystywano różnorodne regulatory utrzymujące próżnię na wymaganym poziomie. stąd też wśród pierwszych lamp rentgenowskich możemy rozróżniać lampy jonowe bez regulacji próżni oraz lampy jonowe z regulacją próżni. na „twardość” czy „miękkość” lampy oprócz samego ciśnienia gazu miały wpływ także takie czynniki jak: rodzaj gazu (powietrze, dwutlenek węgla, azot czy wodór), odległość między katodą i anodą w lampie, włączenie do lampy iskiernika, czy wreszcie gęstość prądu. do czasu wprowadzenia regulatorów powszechna była praktyka „ustawiania lampy” (setting the tube). w tym celu operator, trzymając w prawej ręce fluoroskop, lewą rękę umieszczał pomiędzy nim a lampą rentgenowską. po uruchomieniu ustawiał lampę za pomocą rezystora tak długo, dopóki kości jego ręki były dobrze widoczne. ta właśnie procedura była powodem śmierci wielu pionierów radiologii. około 1900 r. pojawiły się lampy jonowe z samoregulacją próżni (rys. 3). przeskok iskry pomiędzy mosiężną końcówką p a ujemnym przyłączem katody c powoduje uwolnienie się gazu z płytki miki i tym samym „zmiękczenie” lampy. z kolei przyłączenie końcówki d do dodatniego bieguna ac powodowało absorpcję wolnego gazu przez cienki pręt metalowy umieszczony z lewej strony regulatora próżni (górna część rys. 3) i tym samym lampa ulegała „stwardnieniu”. najbardziej znaczącym regulatorem próżni było urządzenie wprowadzone w 1897 r. przez henry’ego l. sayena (1875-1918) z filadelfii w lampach zwanych lampami z samoregulacją queen self-regulating x-ray tube. ponieważ pierwsze lampy rentgenowskie działały w powietrzu, ich szklane bańki były stosunkowo duże, aby nie dopuścić do przeskoku iskry pomiędzy katodą i anodą (antykatodą) na zewnątrz bańki. lampy rys. 3. lampy jonowe z samoregulacją (c – katoda, a – anoda, ac – antykatoda, t – tarcza, p – mosiężna końcówka regulatora próżni, d – pręt metalowy w regulatorze próżni) ig. 3. self-regulating tubes (c – cathode, a – anode, ac – anticathode, t – target, p – brass pointer, d – metal wire) wytwarzano w różnych średnicach bańki szklanej, tj. w zakresie 110÷250 mm, najczęściej jednak były to lampy 7-calowe (ok. 180 mm). lampy jonowe o mniejszej czy też większej średnicy miały swoje niedogodności. w zależności od obciążenia wysokim napięciem, które w praktyce określano długością przeskakującej iskry w powietrzu, rozróżniano następujące rodzaje lamp: a (do 20 cm), b (do 30 cm), c (do 40 cm), d (do 50 cm), e (do 60 cm), f (do 80 cm) i g (do 125 cm długości iskry). niemniej jednak były to lampy nieprzekraczające napięcia 100 kv, a natężenie prądu nie przekraczało 5 ma. pr żniowe ampy rentgenowskie wszystkie opisane dotąd lampy rentgenowskie były lampami jonowymi, których działanie jest zależne od obecności pozostałości gazu w lampie. o jednej z wad lampy jonowej, tj. zmienności stopnia próżni w czasie jej działania, wspomniano już wcześniej. inną i to istotną wadą było to, że napięcie lampy i natężenie płynącego przez nią prądu są współzależne. przyczyną, dla której jest to istotne, jest fakt, że penetracja promieni röntgena zależy od napięcia, a natężenie promieniowania od natężenia prądu. w lampach jonowych redukcja ciśnienia gazu („utwardzenie” lampy) prowadzi do wzrostu napięcia i stąd generowania bardziej przenikliwych promieni röntgena. ale ponieważ jest mniej gazu w lampie, natężenie prądu spada i natężenie wiązki rentgenowskiej również się zmniejsza. wspomniany problem sterowania pracą lampy rentgenowskiej został rozwiązany w 1911 r. przez fizyka polskiego pochodzenia juliusza edgara lilienfelda (1881-1963) w całkiem prosty sposób. otóż wykorzystał on do wytwarzania strumienia elektronów zjawisko termoemisji, czyli emisji elektronów z żarzącej się spirali metalowego drutu. mechanizm termoemisji odkryty w 1885 r. przez thomasa a. edisona (1847-1931) wyjaśnił angielski fizyk owen w. richardson (1879-1959) wykazując, że ciała rozgrzane w próżni do wysokiej temperatury emitują elektrony. lilienfeld, budując wiele różnych lamp rentgenowskich i patentując je, popadł nawet w konflikt z innym amerykańskim wynalazcą williamem d. coolidgem. w 1910r. coolidge wynalazł giętkie włókno wolframowe, które żarzyło się w podwyższonych temperaturach. początkowo znalazło ono zastosowanie w produkcji żarówek elektrycznych. w przeciwieństwie do lampy lilienfelda, która miała zimną katodę i dodatkowo żarzące się włókno do wytwarzania elektronów, coolidge zbudował w 1913 r. lampę, w której włókno wolframu stanowiące katodę samo emitowało elektrony – stąd też lampy te zwano w początkowym okresie lampami z gorącą katodą (hot cathode) – patent 1.203.495. ta nowa lampa z dość wysoką próżnią (ciśnienie rzędu 10-4 pa) wytwarzała znacznie więcej promieniowania rentgenowskiego w porównaniu z dotychczasowymi 19przegląd spawalnictwa 12/2013 lampami gazowanymi, a przede wszystkim była sterowalna – można było sterować natężeniem prądu niezależnie od wysokiego napięcia. trzeba więc było czekać niecałe dwadzieścia lat, aby w 1913 r. za sprawą coolidge’a pojawiła się właściwa lampa rentgenowska. przy okazji warto podkreślić, że ten „ojciec lampy rentgenowskiej”, twórca 83 patentów dotyczących lamp rentgenowskich, a więc testujący ich działanie i pracę, dożył w otoczeniu promieniowania jonizującego (rentgenowskiego) sędziwego wieku 102 lat! przez wiele lat piastował stanowisko dyrektora laboratorium badawczego w firmie general electric. lampa z gorącą katodą, tj. lampa coolidge’a otworzyła nową erę w praktyce radiologicznej, a dla firmy general electric w schenectady stała się wielkim biznesem. rys. 4. lampa coolidge’a ig. 4. early coolidge tube rys. 5. przekrój współczesnej lampy rentgenowskiej ig. 5. cross section of modern x-ray tube w tablicy i przedstawiono porównanie charakterystycznych różnic pomiędzy lampami jonowymi (wczesne lampy) i próżniowymi (współczesne lampy). dla przypomnienia warto przedstawić ogólny widok lampy coolidge’a (rys. 4) oraz przekrój współczesnej konstrukcji lampy rentgenowskiej (rys. 5). pierwsze lampy coolidge’a to duże szklane bańki o średnicy zwykle ok. 18 cm z dwoma bocznymi ramionami – całość o długości ok. pół metra. na bazie konstrukcji lampy coolidge’a wprowadzano kolejne liczne rozwiązania udoskonalające lampy rentgenowskie zarówno pod kątem lepszej ostrości obrazu, wydajności emitowanego promieniowania rentgenowskiego, jak i zabezpieczenia tab ica i. porównanie lamp rentgenowskich tab e i. comparison of early and modern x-ray tubes wczesne lampy współczesne lampy wypełnione gazem próżniowe ciśnienie: 0,1 pa÷005 pa (10-3 ÷5•10-5 tor) ciśnienie: ~10-4 pa (~10-6 tor) niestabilne źródło elektronów sterowalne źródło elektronów jako tarczę wykorzystywano ściankę lampy stosuje się małą metalową tarczę brak układu do ogniskowania wiązki elektronów układ ogniskujący wiązkę elektronów kształt katody nie jest krytyczny katoda w postaci żarnika małe moce lamp – niewielka ilość wydzielanego ciepła znaczne moce – duże ilości wydzielanego ciepła przed niepożądanym promieniowaniem ubocznym. i tak np. w 1918 r. uzyskano znaczne zmniejszenie ogniska w lampie, wykorzystując tzw. zasadę ogniska liniowego, opatentowaną przez ferdynanda ottomara roberta goetze (1850-1916). polegała ona na zmianie konstrukcji żarnika, tj. zamiast dotychczas stosowanej okrągłej spirali zastosowano spiralę liniową, co w powiązaniu z odpowiednim umieszczeniem jej względem pochylonej anody dawało małe ognisko optyczne, chociaż ognisko rzeczywiste pozostawało duże. z czasem coraz więcej lamp rentgenowskich wyposażano w dwa ogniska: większe i mniejsze. większego ogniska używano, gdy pracowano przy większych obciążeniach na lampie, a mniejsze ognisko stosowano wtedy, kiedy trzeba było uzyskać ostrzejszy obraz. bardzo istotnym problemem było także stworzenie lepszego systemu ochronnego przed porażeniem wysokim napięciem personelu obsługującego aparaturę rentgenowską. należy bowiem pamiętać, że w pierwszych latach ubiegłego wieku gołe szklane lampy coolidge’a pracowały w powietrzu, bez żadnych kołpaków czy głowic. w 1919 r. harry f. waite (1874-1846) skonstruował aparaturę z lampą zanurzoną w oleju, który zapewniał lepszą izolację elektryczną oraz chłodzenie lampy niż samo powietrze. takie rozwiązanie pozwalało na wyprodukowanie bardziej bezpiecznego, a zarazem mniejszego aparatu rentgenowskiego. kolejnym wyzwaniem dla firm produkujących lampy rentgenowskie było uzyskanie w lampie dużego prądu anodowego, rzędu setek ma, co pozwalałoby na skrócenie czasu ekspozycji, a także wyższego napięcia rys. 6. lampa rtg srt-2 firmy general electric [3] ig. 6. general electric srt-2 tube 20 przegląd spawalnictwa 12/2013 rys. 7. lampa z anodą wirującą rt-1-2 firmy general electric [3] ig. 7. general electric rt-1-2 rotating anode tube tab ica ii. podział lamp rentgenowskich ze względu na istotne cechy konstrukcyjne tab e ii. classification of x-ray tubes ze względu na konstrukcję lampy rozróżnia się: – lampy zamknięte (nierozbieralne) – lampy otwarte (rozbieralne) ze względu na rodzaj obudowy lampy rozróżnia się: – lampy nieosłonięte (gołe) – lampy obudowane ze względu na rodzaj materiału bańki rozróżnia się: – lampy szklane – lampy metalowo-szklane – lampy metalowo-ceramiczne ze względu na charakter pracy rozróżnia się: – lampy do pracy ciągłej – lampy do pracy okresowej – lampy do pracy impulsowej ze względu na rodzaj katody rozróżnia się: – lampy z katodą w postaci żarnika z włókna wolframowego – lampy z katodą zasobnikową (impregnowaną) – lampy z katodą z lab6 – lampy z katodą schottky’ego – lampy z katodą zimną – lampy z katodą wykonaną z nanorurek węglowych cnt – lampy z fotokatodą (lampy rentgenowskie wzbudzane światłem) ze względu na liczbę anod rozróżnia się: – lampy z pojedynczą anodą – lampy z podwójną anodą (dual)/z bliźniaczą anodą (twin) – lampy z wieloma anodami ze względu na konstrukcję anody: – lampy z anodą pełną – lampy z anodą drążoną ze względu na stan ruchu anody rozróżnia się: – lampy z anodą stałą (nieruchomą); anoda zwykła, anoda wydłużona – lampy z anodą wirującą (tarcza lub cylinder) ze względu na materiał anody rozróżnia się: – lampy z anodą miedzianą – lampy z anodą wolframową – lampy z anodą molibdenową – lampy z anodą z rt, rtm, rtmc, tzm ze względu na stan fizyczny materiału tarczowego rozróżnia się: – tarczę w postaci ciała stałego – tarczę w postaci cieczy – tarczę w postaci gazu ze względu na materiał tarczy anody rozróżnia się: ag, al, au, ca, ce, co, cr, cu, fe, gd, ge, la, mg, mn, mo, ni, nb, pd, pt, re, rh, sc, si, ta, th, ti, tm, v, y, zr, w, tarcza diamentowa, tarcze tlenkowe ze względu na kąt nachylenia tarczy stałej rozróżnia się: 0°, 5°, 6°, 6,5°, 7°, 8°, 10°, 11°, 12°, 12,5°, 13°, 13,5°, 14°, 14,5°, 15°, 16°, 17°, 17,5°, 18°, 19°, 20°, 21°, 22°, 23°, 24°, 24,5°, 25°, 26°, 27°, 30°, 32°, 33°, 35°, 40°, 42°, 45°, 55°, 67,5°, 78°, 90° (anoda transmisyjna) ze względu na zasilanie lampy rozróżnia się: – lampy dwubiegunowe – lampy jednobiegunowe (uziemiona anoda lub uziemiona katoda) ze względu na chłodzenie anody rozróżnia się: – lampy z chłodzeniem powietrznym – lampy z chłodzeniem gazowym – lampy z chłodzeniem wodnym – lampy z chłodzeniem olejowym ze względu na położenie okienka rozróżnia się: – lampy z wiązką boczną – lampy z wiązką wzdłużną ze względu na kształt wiązki promieniowania rozróżnia się: – lampy z wiązką kierunkową (stożkową) – lampy z wiązką panoramiczną – lampy z wiązką wachlarzową – lampy z wiązką punktową ze względu na liczbę okienek rozróżnia się: – lampy z jednym okienkiem – lampy z dwoma okienkami – lampy z trzema okienkami – lampy z czterema okienkami przyspieszającego, co umożliwiłoby z kolei prześwietlanie materiałów o większych grubościach. zwiększenie natężenia prądu anodowego skutkuje większym obciążeniem cieplnym ogniska w tarczy anody. stąd też w miejsce stałej anody opracowano i wdrożono komercyjnie w 1929 r. lampę z anodą wirującą – była to lampa zwana rotalix firmy philips. sama idea anody wirującej znana była dużo wcześniej, bo już w 1897 r. zaproponował ją fizyk z uniwersytetu hopkinsa robert wood (1868-1955). i aczkolwiek pierwszą konstrukcję lampy z anodą wirującą opracował william coolidge r – rhenium, t – tungsten, m – molybdenum, c – graphite, tzm – stop ti (0,5%), zr (0,08%) i mo (99,2-00,5%), 21przegląd spawalnictwa 12/2013 w 1915 r., to komercyjne wdrożenie tego typu lampy przypisuje się albertowi bouwersowi (1893-1972) z firmy philips – była to anoda wirująca w formie miedzianego cylindra z powierzchnią czołową pokrytą wolframem. konstrukcję tej anody udoskonalił następnie alfred ungelenk (1890–1978), zamieniając cylinder na tarczę o pochylonej płaszczyźnie, czyli tzw. dysk anodowy. lampa z anodą wirującą konstrukcyjnie jest bardziej złożona niż lampa z anodą stałą, podstawowym bowiem problemem jest w niej odprowadzenie ciepła. lampy z anodą wirującą mają podstawowe zastosowanie w medycynie, w tym również we współczesnych tomografach medycznych. pomimo swej prostoty, jeśli chodzi o fizyczne działanie ww. lampy rentgenowskiej (z punktu widzenia elektrycznego jest to po prostu dioda lub trioda), to ze względu na szerokie zastosowanie promieniowania rentgenowskiego w różnych obszarach działalności człowieka istnieje duża rozmaitość współczesnych lamp rentgenowskich, co przedstawiono w tablicy ii. pods mowanie aczkolwiek określenie lampa rentgenowska jest używane w literaturze od początku odkrycia promieniowania x, to właściwa lampa rentgenowska pojawiła się dopiero w 1913 r. a więc ponad 18 lat od tego odkrycia. trzeba było poczekać na wynalezienie giętkiego włókna wolframowego i wykorzystanie go w zjawisku termoemisji, aby pojawiła się gorąca katoda, emitująca w sposób sterowalny emisją elektronów. technika ta mimo wielu udoskonaleń i różnych rozwiązań konstrukcyjnych samej lampy rentgenowskiej pozostaje do dziś niezmienna w konstrukcji większości lamp rentgenowskich na świecie. literat ra [1] jezierski grzegorz : lampy rentgenowskie wczoraj i dziś, materiały niepublikowane, 2013 . [2] http://www.emory.edu/x-rays/century.htm [3] http://www.orau.org/ptp/collection/xraytubescoolidge/xraytubescoolidge.htm henryk nikraszewicz badania nieniszczące ko ejowych zestaw w kołowych w trakcie ich eksp oatacji. praktyka warsztatowa w agon ser ice str da non-destructive testing of railway wheelsets during service. workshop practice in wagon service ostróda w referacie przedstawiono obszary stosowania badań nieniszczących w kolejnictwie, metody badań stosowane podczas rewizji zestawów kołowych w eksploatacji, ich cel i sposoby oceny wyników. omówiono wymagania stawiane kolejowym zakładom naprawczym wykonującym ndt dotyczące: personelu badającego, wyposażenia badawczego, oraz organizacji i nadzoru nad badaniami. wyspecyfikowane zostały normatywne dokumenty polskie i europejskie zawierające wymagania techniczne obowiązujące przy realizacji procesów badawczych części i podzespołów kolejowych. omówiono także wybrane zagadnienia technologiczne z zakresu procesów badawczych i wyposażenie niezbędnego do ich realizacji, oraz sposób zapis przebiegu i wyników badania oraz ich archiwizację. in this article the area of applying non-destructive tests in railway maintenance sector was presented, as well as methods of tests used during inspection of wheelsets in operation, their goal and methods of results evaluation. it was discussed requirements for railway repair institutions that use ndt specially for personnel, equipment, organization and supervision of tests . it was listed polish and international standards that contain technical requirements for realisation of ndt in railway maintenance sector. it was also discussed selected technological problems in the field of test processes and equipment necessary to implement them, and possibilities of test results recording and its archiving. referat wygłoszono podczas 42. kkbn w kołobrzegu ps 7 2015 www.pdf 30 przegląd spawalnictwa vol. 87 7/2015 rodzaje cięcie laserowego kind of laser cutting processes dr inż. paweł kołodziejczak – instytut technik wytwarzania, politechnika warszawska. autor korespondencyjny/corresponding author: p.kolodziejczak@wip.pw.edu.pl streszczenie cięcie laserowe jest najpopularniejszą techniką cięcia termicznego stosowanego w przemyśle. w celu uzyskania oczekiwanej jakości cięcia istotny jest prawidłowy dobór parametrów lasera i rodzaju ciecia do danego materiału poddawanego obróbce. w pracy zawarto charakterystykę podstawowych rodzajów cięcia laserowego oraz możliwości ich zastosowania do poszczególnych grup materiałów słowa kluczowe: cięcie laserowe, cięcie materiałów konstrukcyjnych, laser abstract the laser cutting is the most popular thermal cutting technique used in the industry. in order to obtain the desired quality of cut the correct choice of laser parameters and the type of cut to the material to be treated is very important. therefore, the paper contains the characteristics of the main types of laser and their applicability to particular groups of materials. keywords: laser cutting, cutting of structural materials, laser wstęp cięcie laserowe jest procesem, w którym energia wiązki laserowej padającej na powierzchnię obrabianego materiału powoduje stopienie i spalenie, stopienie, bądź odparowanie ciętego materiału [1÷10]. proces ten może być prowadzony ręcznie (bardzo rzadko), zaś przemyśle stosowane są głównie układy cięcia automatycznego i zrobotyzowanego ze sterowaniem numerycznym i możliwością cięcia trójwymiarowego. promieniowanie laserowe może być generowane w trybie ciągłym bądź impulsowym, w zależności od konstrukcji urządzenia. obecnie większość urządzeń pracuje w trybie impulsowym, a moc średnia regulowana poprzez częstotliwość generowania impulsów. w celu zwiększenia gęstości mocy wiązka laserowa ogniskowana jest do plamki poniżej 0,5 mm przy pomocy głowicy soczewkowej bądź zwierciadlanej. wymagana gęstość mocy promieniowania laserowego w procesie cięcia mieści się w zakresie 104-106 w/mm2 w zależności od rodzaju ciętego materiału. przy zachowaniu tych zależności podczas procesu następuje natychmiastowe topienie i odparowywanie ciętego materiału w szczelinie cięcia. wiązka laserowa działa jako liniowe źródło energii cięcia, przetapiając materiał na całej grubości. ważna jest również polaryzacja wiązki, która wpływa na sprawność procesu cięcia oraz jakość krawędzi cięcia. w zależności od konstrukcji lasera możliwa jest polaryzacja liniowa, eliptyczna, kołowa i losowa. przy polaryzacji liniowej i eliptycznej jakość cięcia zależy od kierunku cięcia, natomiast polaryzacja kołowa zapewnia jednakową jakość cięcia w każdym kierunku i jest najczęściej stosowana w wykrawarkach laserowych [11]. w zależności od ciętego materiału i oczekiwanego efektu obróbki, proces cięcia laserowego może być realizowany przy użyciu gazów roboczych takich jak: – tlen (stosowany głównie do cięcia gazowego i laserowego stali niestopowych i niskostopowych), paweł kołodziejczak rys. 1. schemat cięcia laserowego fig. 1. laser cutting scheme – azot (stosowany do cięcia stali wysokostopowych i materiałów niemetalicznych), – argon (stosowany do cięcia tytanu i stali wysokostopowych). zalety cięcia laserowego: – minimalna strefa wpływu ciepła w porównaniu do innych technologii cięcia termicznego, – duża prędkość cięcia i wysoka jakość ciętych krawędzi, – proces przebiega bezdotykowo, nie występuje zjawisko zużywania narzędzi, – gładka i czysta powierzchnia cięcia, zbędna jest dodatkowa obróbka wykańczająca, – oszczędność materiału poprzez uzyskiwanie wąskiej szczeliny cięcia, 31przegląd spawalnictwa vol. 87  7/2015 – łatwość pełnej automatyzacji, co umożliwia proste sterowanie przebiegiem produkcji i integrację z innymi systemami, – możliwość cięcia prawie każdego materiału, – niski jednostkowy koszt wytwarzania, – możliwość ukosowania na v i y, – elastyczność przy zmianie profilu, kształtów oraz typorozmiarów produkcji, – niezastąpiona technologia przy produkcji prototypowej na etapie projektowania, testowania i doskonalenia konstrukcji samochodów, – prosta regulacja mocy lasera pozwalająca uzyskać wyższą jakoś cięcia. wady cięcia laserowego – wysoki koszt inwestycyjny, – ze względów jakościowych ograniczona jest grubość ciętej blachy, – specjalne wymagania dotyczące jakości powierzchni ciętych materiałów. przewaga zalet ciecia laserowego sprawia, że laser w wielu przypadkach staje się jedynym i niezastąpionym narzędziem mogącym sprostać obecnym wymogom. jakość cięcia laserowego w bezpośredni sposób zależy od parametrów procesu, takich jak: mod promieniowania, współczynnik jakości wiązki bpp, rodzaju gazu tnącego, średnicy dyszy doprowadzającej gaz, średnicy wiązki w ognisku, położenia ogniska i prędkości cięcia. poza ww. parametrami na dokładność cięcia wysoki stopnień utrzymywania wymiarów ciętych elementów konstrukcyjnych wpływa dokładność prowadzenia wiązki laserowej w połączeniu ze stabilną obrabiarką do cięcia, o dobrej jakości, dużej odporności na drgania i wysokiej powtarzalności. nie bez znaczenia pozostają także właściwości ciętego materiału, a w szczególności absorpcja i przewodność cieplna, których przykładowe wartości zamieszczono w tablicy i. rys. 2. wpływ gęstości mocy wiązki laserowej na głębokość przetopienia oraz zjawisko topienia i parowania metali w szczelinie cięcia [11] fig. 2. the influence of power density of the laser beam to a depth of melting and the phenomenon of melting and evaporation of metals [11] odmiany cięcia laserowego zastosowanie technologii cięcia laserowego zależy w dużym stopniu od właściwości ciętego materiału, parametrów procesu cięcia oraz rodzaju gazu tnącego zastosowanego w procesie. w zależności od tych właściwości i parametrów wyróżnia się trzy podstawowe odmiany cięcia: – cięcie ze spalaniem materiału, – cięcie ze stapianiem i wydmuchiwaniem materiału, – cięcie z odparowaniem materiału. metody w sensie technologicznym różnią się między sobą głównie rodzajem i sposobem zastosowania gazu roboczego. gaz i zogniskowana wiązka lasera równorzędnie stanowią czynnik decydujący o przebiegu i wynikach procesu cięcia. [12] metal absorpcja [%] przewodność cieplna [w/m/k] temperatura topnienia [°c] złoto srebro miedź aluminium żelazo nikiel tytan 0,5-1,0 0,5-1,0 1,0-2,0 1,0-2,0 około 5,0 około 6,0 około 8,5 296 419 385 201 80 59 23 1067 957 1083 659 1537 1453 1677 tablica i. wybrane właściwości różnych matali (niepolerowanych) [14] table i. selected properties of various metals (unpolished) rys. 3. zależność prędkości cięcia i mocy wyjściowej lasera przy różnych mechanizmach usuwania produktów cięcia ze szczeliny [13] fig. 3. the influence of the cutting velocity and the laser power with different mechanisms of removal of the cutting products [13] oprócz przedstawionych rodzajów cięcia laserowego do materiałów o szczególnych właściwościach można zastosować następujące odmiany cięcia laserowego: – generowanie pęknięć termicznych (stosowane do cięcia szkła lub innych materiałów kruchych), – zarysowanie (polega na wykonaniu przez laser nacięcia a następnie łamaniu mechanicznym, stosowany do obróbki płytek korundowych), – zimne cięcie (stosowane do obróbki tworzyw sztucznych). [13] proces cięcia laserowego ze spalaniem materiału proces cięcia laserowego ze spalaniem materiału może zachodzić tylko wtedy kiedy jako gaz tnący stosujemy tlen. ten rodzaj cięcia jest bardzo zbliżony do cięcia acetylenowo-tlenowego, ponieważ cięty materiał spala się w szczelinie cięcia pozostawiając płynny żużel, który zostaje wydmuchiwany z obszaru cięcia (rys. 4). wiązka zogniskowanego promieniowania laserowego pada na powierzchnię ciętej stali nagrzewając ją w obszarze szczeliny cięcia do temperatury zapłonu (dla stali konstrukcyjnej od 1150 do 1200°c), następnie dostarczany jest tlen 32 przegląd spawalnictwa vol. 87 7/2015 rys. 6. schemat procesu cięcia laserowego z odparowaniem materiału fig. 6. a schematic of laser sublimation cutting process w celu zintensyfikowania procesu spalania. cięcie ze spalaniem pozwala na uzyskanie stosunkowo dużej prędkości cięcia i wykorzystywane jest tylko do obróbki stali niestopowych i niskostopowych. prędkość cięcia w bezpośredni sposób zależy od mocy zastosowanego lasera i od grubości ciętych materiałów. bezpośredni wpływ na jakość cięcia ma także średnica dyszy (której średnica rośnie wraz ze wzrostem grubości ciętej stali) i ciśnienie tlenu tnącego (które maleje wraz ze wzrostem średnicy dyszy). rys. 4. schemat procesu cięcia laserowego ze spalaniem materiału fig. 4. a schematic of laser flame cutting process proces cięcia laserowego ze stapianiem i wydmuchiwaniem materiału podczas procesu cięcia ze stapianiem i wydmuchiwaniem materiału energia potrzebna do topienia pochodzi tylko z promieniowania laserowego (gęstość mocy wynosi ok. 101-102 kw/mm2) gdyż gaz roboczy nie reaguje egzotermicznie z materiałem jak w przypadku ciecia ze spalaniem [3]. wysoka moc lasera pozwala na doprowadzenie materiału znajdującego się na ścieżce cięcia do płynnej postaci, a następnie usuniecie go ze szczeliny cięcia za pomocą gazu technicznego (azot bądź argon). brak spalania powoduje powstawanie powierzchni wolnych od tlenków co jest pożądane podczas obróbki stali wysokostopowych i metali nieżelaznych. w celu uzyskania czystych powierzchni stosowany jest wysokie ciśnienie gaz (8-29 bar). stosowanie tak wysokiego ciśnienia gazu tnącego oznacza również konieczność używania specjalnych, wysokociśnieniowych głowic tnących. proces cięcia laserowego z odparowaniem materiału cięcie laserowe z odparowaniem materiału zachodzi w wysokiej temperaturze, a co za tym idzie przy wysokiej gęstości mocy wiązki (102-103kw/mm2), powodującej gwałtowne nagrzewanie powierzchni materiału w obszarze cięcia do temperatury wrzenia i w konsekwencji doprowadzenie części ciętego materiału do stanu gazowego. w miejscu cięcia powstaje kapilara wypełniona parami ciętego materiału, powodując znaczne zwiększenie współczynnika absorpcji na skutek wielokrotnego odbicia od jej ścianek, skutkując penetracją kanału w głąb ciętego materiału prowadząc do całkowitego jego przebicia. procesy gazodynamiczne zarys. 5. schemat procesu cięcia laserowego ze stapianiem i wydmuchiwaniem materiału fig. 5. a schematic of laser fusion cutting process chodzące w szczelinie ciecia powodują intensyfikację usuwania produktów cięcia z szczeliny. proces cięcia laserowego z odparowaniem materiału stosowany jest zazwyczaj do materiałów takich jak tworzywa sztuczne, ceramika, skóra itp., dla których ze względu na wymaganą wysoką gęstość mocy grubość ciętych materiałów ograniczona jest do 5-6 mm. w odniesieniu do metali, charakteryzujących się wysoką przewodnością cieplną zalecane jest ograniczenie tej grubości do 3 mm [5]. w przypadku obróbki materiałów łatwopalnych należy stosować azot lub argon, które są nieaktywne. 33przegląd spawalnictwa vol. 87  7/2015 podsumowanie cięcie laserowe jest obecnie jedną z najszerzej rozpowszechnionych technologii cięcia termicznego praktycznie wszystkich materiałów stosowanych w budowie maszyn. zastosowanie silnie skoncentrowanego promieniowania laserowego pozwala na precyzyjne i bardzo szybkie wykonywanie elementów, szczególnie w produkcji jednostkowej. ciągłe zwiększanie wymogów dotyczących dokładności i jakości wykonania zwiększa obszar zastosowania cięcia laserowego jednocześnie eliminując inne technologie wykonania, nawet w produkcji seryjnej. prawidłowy dobór parametrów procesu pozwala na uzyskanie krawędzi cięcia elementów nie wymagających dalszej – dodatkowej obróbki. mimo wysokich kosztów zakupu urządzenia obserwowany jest ciągły wzrost zastosowania cięcia laserowego. również ciągły rozwój urządzeń laserowych, uzyskiwanie coraz to krótszej fali promieniowania laserowego zwiększa obszar zastosowania o nowe materiały. literatura [1] houldcroft p.: gas-jet laser cutting. british welding journal, august 1967, s. 443. [2] steen w. m.: laser material processing, 3rd ed. 2003, springer-verlag, london. [3] chars l. caristan: laser cutting – guide for manufacturing, 2004, sme, afft, dearborn, michigan. [4] ion j.c.: laser processing of engineering materials: principles, procedure and industrial application. elsevier butterwortheinemann, 2005. [5] klimpel a.: technologie laserowe. wyd. pol. śląskiej, 2012. [6] karatas c., keles o., uslan i., usta y.: laser cutting of steel sheets: influence of workpiece thickness and beam waist position on kerf size and stria formation. journal of materials processing technology, no. 172, 2006, 22-29. [7] mahrle a., bartels f. and beyer e.: theoretical aspects of the process efficiency in laser beam cutting with fiber lasers. proc. 27th int. congress on applications of lasers and electro optics, icaleo 2008 (october 20-23), temecula, california, usa, 2006, 703-712. [8] abdel ghany k., newishy m.: cutting of 1.2 mm thick austenitic stainless steel sheet using pulsed and cw nd:yag laser. journal of materials processing technology, no. 168 (2005), 438-447. [9] thawari g., sarin sundar j.k., sundararajan g., joshi s.v.: influence of process parameters during pulsed nd:yag laser cutting of nickel-base superalloys. journal of materials processing technology, no. 170, 2005, 229-239. [10] al-mashikhi s.o., powell j., kaplan a.f.h., voisey k.t.: an explanation of ‘striation free’ cutting of mild steel by fibre laser. proceedings of the fifth international wlt-conference on lasers in manufacturing 2009, munich, june 2009. [11] klimpel a.: technologia spawania i cięcia metali, wydawnictwa naukowo-techniczne, warszawa 1999 [12] banasik m.: lasery molekularne co2 w zastosowaniach spawalniczych, przegląd spawalnictwa (nr 9/2000) [13] zowczak w.: laserowa obróbka ubytkowa, materiały konferencyjne, warszawa 2003 [14] powell j. co2 laser cutting, 1998 springer 201312_pspaw_cz3 167przegląd spawalnictwa 12/2013 marek śliwowski wiarygodność wyniku badania walidacja zmechanizowanego badania ultradźwiękowego złączy spawanych reliability of testing result – validation of mechanized  ultrasonic inspection of welded joints r inż arek iwowski – ndtest, warszawa, abstract the paper presents application of tofd technique in mechanized ultrasonic inspection of girth welds on pipelines in the range of diameter dn 300 ÷ 800 mm and thickness 6 ÷ 20 mm. the full image of weld status in cross-section along its depth can be listed as a good points of digital scanning using combined techniques: tofd and pulse echo – pe. it constitutes complementary information to radiographic inspection and increased results reliability – resulting from mechanized scanning and multiprobe technique, which allowed to confirm the same indication by probes, working in different modes. it is presented verification of ultrasonic system settings on the specific reference blocks (range and sensitivity settings). the validation of tofd + pe results in respect of results of radiography or manual ultrasonic be especially studied. streszczenie w artykule przedstawiono pewne rozwiązania aplikacyjne tofd przy badaniach zmechanizowanych ultradźwiękową techniką tofd + pe obwodowych doczołowych złączy spawanych na rurociągach w zakresie średnic dn 300 ÷ 800 mm oraz zakresie grubości 6÷20 mm. jako podstawowe zalety cyfrowego skanowania techniką tofd oraz echa pe należy wymienić pełne zobrazowanie stanu złącza w przekroju podłużnym wzdłuż głębokości, co stanowi komplementarną informację do wyników badania radiograficznego oraz podwyższoną wiarygodność wyników – wynikającą z mechanizacji skanowania i zastosowania techniki wielu głowic pracujących w różnych modach do potwierdzania wskazań w tych samych obszarach. przedstawiono weryfikację nastaw systemu do ciągłej pracy w układzie zmechanizowanym na próbkach odniesienia (zakres i czułość badania). w szczególności zwrócono uwagę na badania walidacyjne wyników uzyskiwanych techniką tofd + pe w oparciu o wyniki badania radiograficznego lub ultradźwiękowego ręcznego. st p w artykule przedstawiono pewne rozwiązania aplikacyjne tofd przy badaniach zmechanizowanych ultradźwiękową techniką tofd + pe obwodowych doczołowych złączy spawanych na rurociągach w zakresie średnic dn 300÷800 mm oraz grubości 6÷20 mm, wykonanych ze stali węglowych lub niskostopowych. od ponad 10 lat jest ona używana w firmie ndtest i zakres jej stosowania jest systematycznie rozszerzany na badanie złączy spawanych o różnej grubości przez coraz nowsze rozwiązania techniczne i dokumenty normatywne [1÷3]. przy ustalaniu techniki badania oparto się na normach wyrobu – badania złączy spawanych pn-en iso 10863:2011 oraz pn-en iso 17640:2011), zaś kryteria akceptacji przygotowywane są zgodnie z dokumentacją projektowo-odbiorczą związaną z danym projektem badawczym. 168 przegląd spawalnictwa 12/2013 przedstawiono weryfikację nastaw systemu do ciągłej pracy w układzie zmechanizowanym na próbkach odniesienia (zakres i czułość badania). w niniejszym referacie w szczególności zwrócono uwagę na badania walidacyjne wyników uzyskiwanych techniką tofd + pe w oparciu o wyniki badania radiograficznego lub ultradźwiękowego ręcznego. zwrócono uwagę na zalety wynikających z cyfrowego zapisu wyników przy zmechanizowanym skanowaniu. e nicje i termino ogia walidacja – jest potwierdzeniem, przez zbadanie i przedstawienie obiektywnego dowodu, że zostały spełnione szczególne wymagania dotyczące konkretnie zamierzonego zastosowania. tofd (time of flight diffraction) – ultradźwiękowa technika badań nieniszczących polegająca na rejestracji i cyfrowej wizualizacji impulsów ultradźwiękowych ugiętych dyfrakcyjnie na krawędziach wad, w której podstawą do wyznaczania położenia i rozmiarów wad jest dokładny pomiar czasu przejścia impulsów ultradźwiękowych. pe (pulse echo) – ultradźwiękowa technika badań nieniszczących polegająca na rejestracji i wizualizacji impulsów ultradźwiękowych odbitych od wady, w której podstawą do wyznaczania położenia jest pomiar czasu przejścia, a dla rozmiarów wad – amplituda impulsów ultradźwiękowych. (tofd + pe) skaner (setup) – ustawienie głowic o odpowiednio dobranych parametrach (częstotliwość, wielkość przetwornika, rodzaj fali, separacja pcs) do grubości badanego złącza. zobrazowanie typu a (a-scan) – standardowe zdjęcie impulsów ultradźwiękowych na ekranie defektoskopu, w którym oś pozioma odpowiada odległości od głowicy, zaś oś pionowa amplitudzie rejestrowanych impulsów ultradźwiękowych. zobrazowanie typu b (b-scan) – zdjęcie uzyskiwane w wyniku obróbki cyfrowej wyników skanowania ultradźwiękowego typu b, w którym uzyskuje się przekrój wzdłuż grubości badanego materiału, w płaszczyźnie osi wiązki lub w przekroju prostopadłym do niej. zobrazowanie typu c (c-scan) – zdjęcie, uzyskiwane w wyniku obróbki cyfrowej b-scanów, w którym uzyskuje się rzut poziomy wskazań wykrytych wiązką ultradźwiękową w badanym materiale fala podpowierzchniowa (lateral wave) – fala ultradźwiękowa typu podłużnego tworząca się tuż pod powierzchnią badanego materiału po najkrótszej drodze między głowicą nadawczą a odbiorczą. w technice tofd impuls fali podpowierzchniowej jako pierwszy dociera do głowicy odbiorczej i stanowi rodzaj impulsu odniesienia, względem którego odmierza się położenie impulsów od wad. w technice pe wykorzystuje się specjalny impuls fali podpowierzchniowej, tzw. fali pełzającej i rodzaju (primary creeping wave), która dociera do wad znajdujących się na powierzchni lub tuż pod i echo odbite stanowi informację uzupełniającą dla „strefy martwej” w technice tofd (rys. 1 i 2). rys. 1. zasada tworzenia fal w głowicy fal podpowierzchniowych; 1 – przetwornik, 2 – głowica, 3 – fala pełzająca i rodzaju – fala podłużna, 4 – fala poprzeczna główna, 5 – fali podłużna główna, 6 – obwiednia listka głównego fali podłużnej, 7 – fale poprzeczne wtórne ig. 1. the principle of subsurface wave of longitudinal wave probe 1 – transducer, 2 – probe, 3 – primary creeping wave, 4 – head wave – transversal, 5 – head wave – longitudinal, 6 – the envelope of main wave vector, 7 – shear waves – wave mode spreading rys. 2. konfiguracja wiązek w głowicy fal podpowierzchniowych 1 – obiekt badany, 2 – fala pełzająca i rodzaju, 3 – front fali poprzecznej, 4 – fala podłużna główna i rodzaju, 5 – fala poprzeczna główna, 6 – obwiednia listka głównego fali podłużnej, 7 – fala podłużna główna ii rodzaju, 8 – fala pełzająca ii rodzaju, 9 – front fali podłużnej ig. 2. beam configurations of creeping wave probe; 1 – object, 2 – primary creeping wave, 3 – wave front of transversal wave, 4 – head longitudinal wave, 5 – head transversal wave, 6 – the envelope of main wave vector, 7 – secondary head longitudinal wave, 8 – secondary creeping wave, 9 – longitudinal wave front yposażenie do badań skaner (t p ) do badań zmechanizowanych przy badaniu zmechanizowanym złączy techniką tofd + pe głowice ultradźwiękowe (nadawcza i odbiorcza lub nadawczo-odbiorcza) muszą być prowadzone równolegle do spoiny w ustalonej odległości od siebie oraz środka spoiny. aby zapewnić równomierne prowadzenie głowic, jak również ich stabilne przyleganie do powierzchni materiału, skonstruowano specjalny zmechanizowany skaner ultradźwiękowy (rys. 3). 169przegląd spawalnictwa 12/2013 rama skanera zamontowana jest na wózku napędzanym silnikiem elektrycznym i utrzymywanym na powierzchni rury za pomocą pierścienia prowadzącego z naciętą zębatką. głowice ultradźwiękowe montowane są do ramy skanera za pośrednictwem specjalnych wahliwych uchwytów zapewniających dokładne przyleganie głowic do powierzchni rury w czasie ruchu skanera. konstrukcja ramy umożliwia regulację ustawienia głowic ultradźwiękowych względem siebie oraz względem osi spoiny. ważną funkcją skanera jest dostarczanie do jednostki centralnej informacji o położeniu głowic skanujących na obwodzie spoiny. do odmierzania przesuwu skanera wzdłuż spoiny służy enkoder położenia, którego impulsy generowane są wskutek obrotu koła przylegającego do powierzchni rury. do skanera doprowadzony jest specjalnie zabezpieczony kabel zbiorczy, wewnątrz którego znajdują się przewody sygnałowe głowic, kabel enkodera, kabel zasilający silnik oraz przewód doprowadzający wodę. skaner może poruszać się po obwodzie rury w obu kierunkach z prędkością regulowaną płynnie w zakresie od 0 do 2 m/min. sterowanie ruchem skanera odbywa się za pomocą sterownika umieszczonego w samochodzie i obsługiwanego przez operatora systemu. w przypadkach awaryjnych skaner może zostać zatrzymany za pomocą dodatkowego przycisku stop znajdującego się bezpośrednio na wózku skanera. na rysunku 4 przedstawiono układ głowic ultradźwiękowych zastosowanych w skanerze. przy badaniach techniką tofd + pe poszczególne ustawienia głowic rys. 3. zmechanizowany skaner wraz z układem prowadzącym ig. 3. mechanical scanner and guiding layout rys. 4. układ głowic skanera oraz zasady pozycjonowania głowic ig. 4. the scanner probe layout and principle of its position pozycjonowane są na obwodzie rurociągu względem osi spoiny oraz linii zerowej, przyjmowanej zazwyczaj jako pozycja godziny 12. zorce ka ibracyjne i pr bki odniesienia w badaniu tofd do oceny wielkości wady wykorzystywana jest informacja o czasie przejścia rejestrowanych impulsów ultradźwiękowych, a nie ich amplituda. stąd też dokładna kalibracja wzmocnienia badania systemu tofd nie jest wymagana. wzmocnienie to powinno być jednak dostatecznie duże, aby zapewnić wykrycie wszystkich impulsów pochodzących od wad, nie powodując przy tym nadmiernego wzrostu poziomu szumów. w praktyce wzmocnienie dla głowic tofd ustawiać należy na wartość, przy której poziom szumów strukturalnych, powstających wskutek rozproszenia fal ultradźwiękowych na granicach ziaren materiału, wynosi ok. 5% pełnej wysokości ekranu. poziom szumów strukturalnych należy określać po przyłożeniu układu głowic do badanego materiału w miejscu wolnym od wad. szumy strukturalne ujawniają się na przebiegu ultradźwiękowym pomiędzy impulsem fali podpowierzchniowej a impulsem echa dna. wzmocnienie dla głowic pracujących w technice echa pe należy ustawiać na nacięciach o głębokości odpowiadającej wielkości rejestrowanych wad. do weryfikacji nastawy czułości systemu wykorzystywana będzie specjalna próbka odniesienia (rys. 5), w postaci wycinka rury o średnicy dn oraz badanej grubości t, z nacięciami na powierzchni zewnętrznej o głębokościach 0,5 mm, 1 mm, t/4, 2t/4 oraz 3t/4 mm, 170 przegląd spawalnictwa 12/2013 a także z nacięciami na powierzchni wewnętrznej o głębokościach 1, 2 i 3 mm zgodnie z zaleceniami pnen iso 10863, zał. a oraz wymaganiami kontraktowymi. wymiary próbki, wykonanej z badanego materiału rury, wynoszą 400x200xt mm, a nacięcia wykonane są w odstępach uniemożliwiających wzajemne zachodzenie na siebie wskazań. dodatkowo do bieżącej kontroli systemu ultradźwiękowego wg pn-en 12668-3 należy stosować wzorzec nr 1 wg pn-en 12223. rys. 5. próbka odniesienia do ustawiania czułości badania zmechanizowanego systemu ultradźwiękowego tofd+pe ig. 5. the reference block for sensitivity setting of ultrasonic mechanized system tofd+pe rys. 6. skan kontrolny na próbce odniesienia wykonany skanerem tofd + pe ig. 6. the contol scan of reference block done by tofd + pe scanner ykonanie badania nastawy aparat ry nastawianie aparatury powinno być prowadzone w porównywalnych warunkach do tych, z jakimi będzie się miało do czynienia w czasie pomiarów na obiekcie. przed rozpoczęciem badania tofd + pe należy określić i ustawić parametry badania odpowiednie dla danej spoiny. są to w szczególności: typ oraz rozstaw głowic ultradźwiękowych, początek i długość bramki próbkowania oraz wzmocnienie – czułość badania. ponadto należy sprawdzić i ewentualnie skorygować pozostałe parametry pracy systemu. po ustawieniu wszystkich wymaganych parametrów badania należy wykonać skan kontrolnyna próbce odniesienia – dostosowanej do wymiarów i geometrii badanego złącza (rys. 6). na uzyskanych zobrazowaniach typu b i c powinny być wyraźnie uwidocznione impulsy dyfrakcyjne oraz echa pochodzące od wszystkich nacięć, które znalazły w obszarach przeszukiwania wszystkich głowic skanera tofd + pe. jeżeli wskazania te nie występują lub są słabo widoczne (na zobrazowaniu typu a nie osiągają 20% fsh – pełnej wysokości ekranu), należy sprawdzić i skorygować parametry badania. mechanizowane skanowanie złącza spawanego za ety techniki wie ogłowicowej podstawowym skanowaniem jakie wykonuje się przy badaniu spoin techniką tofd + pe jest skanowanie typu nierównoległego, w którym głowice ustawione są symetrycznie po obu stronach spoiny i przesuwane równolegle do osi spoiny (rys. 3 i 4). podczas przesuwu skanera impulsy ultradźwiękowe przechodzące między głowicami (zobrazowania typu a) są systematycznie próbkowane cyfrowo w zakresie ustawionych bramek i zapisywane w pamięci komputera. przebiegi te są następnie przekształcane w zobrazowania typu b i c, będące obrazem spoiny w przekroju podłużnym lub poprzecznym oraz rzutem na powierzchnię obwodu zewnętrznego badanego złącza (na rysunku 7 podano przykładowy zapis cyfrowy badania objętości złącza skanerem tofd + pe). zobrazowanie to umożliwia lokalizację wad na obwodzie spoiny oraz określenie długości, wysokości oraz głębokości zalegania wad. na rysunku 7 podano sposób wymiarowania wskazania braku przetopu oraz odróżniania go od wskazań geometrii złącza. sonogram pokazuje również, jak 171przegląd spawalnictwa 12/2013 rys. 7. przykładowy zapis cyfrowy badania złącza dn 800x11 wykonany skanerem tofd + pe – na rysunku pokazano sposób weryfikacji wskazań braku przetopu lop oraz wskazań geometrii złącza za pomocą głowic fal poprzecznych o kącie wiązki 70°, penetrujących obszar przetopu (kanały 3 i 4 – na poprzecznym b-scanie orientacyjnie zaznaczono przebieg osi wiązki głowicy i szerokość bramki próbkowania) – na podstawie takiej informacji można również zinterpretować wskazanie z głowic tofd jako pochodzące od braku przetopu ig. 7. the exemplary digital scan of dn800x11 mm girth weld done by tofd + pe scanner – on the diagram verification of lack of penetration (lop) as well as geometrical indications are presented using additional shear vawe probe of 70°, penetrated root weld area (channels 3 and 4 – on the upper b-scan scheme of probe beam axis and gate width are shown) – using this additional information one can interprete the tofd indications of lop in this area trudna i niejednoznaczna jest interpretacja braku przetopu tylko na podstawie wskazań dyfrakcyjnych głowicy pracującej w modzie tofd. na kolejnych rysunkach podano przykłady analizy, wymiarowania i interpretacji wskazań wykrywanych techniką tofd + pe, które potwierdzają słuszność stosowania skanowania wielogłowicowego. badania wa idacyjne techniki t p poniżej zamieszczono kilka przykładów działań walidacyjnych, które zawsze powinny towarzyszyć wprowadzaniu nowej techniki badawczej (jaką na rynku polskim jest niewątpliwie cyfrowa technika ultradźwiękowego skanowania z użyciem wielogłowicowych skanerów tofd+pe) na większych przedsięwzięciach technicznych. temu celowi służy jednoczesne stosowanie kontroli ndt dwoma metodami objętościowymi. trzeba mieć przy tym na uwadze znane ograniczenia każdej metody/techniki badawczej i nie oczekiwać pokrywania wyników badania w każdym przypadku. na rysunku 8 przedstawiono pęknięcie podłużnego (101) o długości lx = 192 mm, uzyskane w badaniu radiograficznym (radiogram zdigitalizowany), które zinterpretowano jako wadę w przetopie. obraz uta – tofd + pe nie pozostawia wątpliwości co do zgodności lokalizacji i wymiarów pęknięcia, dając dodatkową informację o wysokości i przebiegu wady w przekroju poprzecznym złącza – tofd-b-scan. na rysunku 9 pokazano badania walidacyjne wskazania przyklejenia wykrytego uta (lof: x + lx = 1610+452 mm; h ~1 mm); weryfikacja przez badania radiograficzne (se-75) ujawniła występowanie słabo kontrastowego wskazania, które bez informacji o wskazaniu uta można z dużym prawdopodobieństwem pominąć w ocenie. dokładna ocena radiograficzna przyklejenia pozwala je oszacować jako: (4012+4013) x + lx = 1600 + 330 mm. obraz uta – tofd + pe nie pozostawia wątpliwości co do lokalizacji i wymiarów, dając dodatkową informację o wysokości i przebiegu wady w przekroju poprzecznym złącza tofd-b-scan. na rysunku 10 pokazano walidacyjne wskazania przyklejenia wykrytego uta (lof: x + lx = 39+36 mm; h ~1,5 mm); weryfikacja przez badanie radiograficzne (se-75) ujawniła typowe dla radiografii wskazanie przyklejenia. dokładna klasyfikacja (4011): x + lx = 45 + 35 mm. obraz uta – tofd + pe również nie pozostawia wątpliwości co do lokalizacji i wymiarów, natomiast ocena radiograficzna wymaga bardzo uważnego przeglądania. rys. 8. badania radiograficzne (se-75) ujawniły występowanie pęknięcia (101) w inii przetopu o współrzędnych x + lx = 2410 + 192mm; badania walidacyjne systemem uta potwierdziły pęknięcie (crack – 101: x + lx = 54 + 184 mm; h = 2,86 mm). niezgodność początku wskazania wynika z rozpoczęcia skanowania uta z przesunięciem ok. xo = – 200 mm względem „0” radiograficznego ig. 8. in radiographic inspection (se-75) a longitudinal crack (101) occurs along weld root with coordinate x + lx = 2410 + 192 mm; the uta scanning confirm an indication – interpreted as a crack – 101: x + lx = 54+184 mm; h = 2,86 mm. the nonconformity of initial coordinates of both indication implies from delay about xo = – 200 mm in uta scanning in respect to 172 przegląd spawalnictwa 12/2013 rys. 9. badania walidacyjne wskazania przyklejenia wykrytego uta (lof: x + lx = 1610 + 452 mm; h ~ 1 mm); weryfikacja badania radiograficznego (se-75) ujawniła przyklejenie przerywane na wskazanym ultradźwiękami odcinku (4012+4013): x + lx = 1600 + 330 mm; (na radiogramie naniesiono informacyjnie przebieg wskazań przyklejenia obserwowany na oryginalnym rdg analogowym) ig. 9. in the uta scanning a lack of fusion indication (lof: x + lx = 1610 + 452 mm; h ~ 1 mm)has occurred; the radiographic inspection (se-75) confirm an indication as an intermittent lof (4012+4013): x + lx= 1600 + 330 mm; (on the film is digitally viewed the course of lack of fusion on original analog radiograph). rys. 10. badania walidacyjne wskazania przyklejenia wykrytego metodą uta (lof: x+lx=39+36 mm; h ~ 1,5 mm); weryfikacja badania radiograficznego (se-75) ujawniła w przyklejenie na wskazanym przez uta odcinku(4011): x + lx = 45 + 35 mm; (na radiogramie naniesiono informacyjnie początek i koniec wskazania) rys. 10. in the uta has occurred lof(x + lx = 39 + 36 mm; h ~ 1,5 mm); validation by the radiographic inspection (se-75) confirm an indication (lof: x + lx= 39 + 36 mm; h ~ 1,5 mmon the film is viewed the course of lof on original analog radiograph) rys. 11. badania walidacyjne wskazania przyklejenia wykrytego metodą uta (lof: x + lx = 2256 +170[mm]; h = 2 [mm]); weryfikacja ręcznymi ultradźwiękami utr (lof: x + lx= 2296+120 [mm]; ∆hu = – 3db); badania radiograficzne (se-75) nie ujawniły występowania przyklejenia na wskazanym przez uta odcinku ig. 11. in the uta has occurred lof (x + lx =2256 + 170[mm], h = 2 [mm]); validation by the manual ultrasonic inspection utr (lof: x + lx = 2296 + 120 [mm]; ∆hu= – 3db);the radiographic testing not confirm the indication in the area of interest 173przegląd spawalnictwa 12/2013 na rysunku 11 pokazano przykład postępowania walidacyjnego, gdy wskazania przyklejeń wykrytych uta (lof1: x + lx = 2256+170 mm; h = 2 mm oraz lof2: x + lx = 2399+153 mm; h = 5,5 mm) w tym samym złączu nie zostają potwierdzone w badaniu radiograficznym (se-75) . wiarygodność wyniku uta – tofd+pe została w tym przypadku potwierdzona przez ręczne badania ultradźwiękowe utr, gdzie w obydwu wskazaniach uta wykryto przyklejenia na granicy wtopienia przy pomocy standartowych głowic kątowych o kącie 60°: (lofutr1: x + lx = 2296 + 120 [mm]; ∆hu = – 3db oraz lofutr2: x + lx = 2400 + 140 [mm]; ∆hu = 0db). w ramach walidacji wiarygodności wyniku badania pojawił się problem interpretacji wskazań dyfrakcyjnych w badaniach tofd (por. rys. 12). stwierdzono następujące cechy charakterystyczne: – wskazania te pojawiały się zawsze na zdjęciach głowic tofd i występowały jako wskazania dyfrakcyjne, charakterystyczne dla rozproszonych wskazań punktowych; – wskazania występowały z mniejszym lub większym nasileniem i wielkością amplitudy w całym przekroju wzdłuż grubości spoiny; – miejsce występowania tych wskazań było zawsze związane z sąsiedztwem strefy wpływu ciepła wokół spiralnych spoin hutniczych. w wyniku przeprowadzonej analizy oraz weryfikacyjnych badań magnetyczno-proszkowych podczas otwierania złącza stwierdzono, że występujące w tych miejscach wskazania dyfrakcyjne (sugerujące występowanie wad o znaczącej, nieakceptowanej długości i wysokości) wynikają ze zmienionej gruboziarnistej struktury złącza hutniczego. złącza hutnicze rys. 12. obraz wskazań dyfrakcyjnych tofd na zmienionej gruboziarnistej strukturze złącza hutniczego ig. 12. the tofd image on the coarse grained structure of longitudinal weld and haz wykonywane są metodą spawania pod topnikiem i w ich strefie wpływu ciepła oraz w samym złączu może dochodzić do znacznego rozrostu ziarna, przy wysokich parametrach spawania. pokazane przykłady działań walidacyjnych potwierdzają wysoką wiarygodność zastosowanej techniki ultradźwiękowej tofd + pe, która kumuluje wszystkie zalety związane z cyfrowym zapisem wyników badania wzdłuż długości złącza. bardzo istotnym elementem wiarygodności wyniku jest mechanizacja procesu skanowania oraz dodatkowe informacje ze stref przypowierzchniowych uzyskiwane za pomocą głowic pracujących w modzie pe, które stanowią o poprawności interpretacji wyników badania. pods mowanie doświadczenia nabyte przez firmę ndtest podczas stosowania techniki tofd + pe w zmechanizowanych badaniach złączy spawanych potwierdzają, że stanowi ona istotny krok naprzód w stosunku do klasycznych technik radiograficznych i ultradźwiękowych. należy jednak podkreślić, że wdrożenie tej techniki do praktyki przemysłowej wymaga pokonania licznych barier technicznych związanych z mechanizacją procesu badania w ciężkich warunkach terenowych. uwzględniając wymagania dokumentów normatywnych dla wybranych poziomów techniki badania tofd oraz doboru zestawów skanera tofd + pe do grubości badanego złącza, weryfikację nastaw należy opierać na przygotowanych wcześniej próbkach odniesienia, wykonanych z materiału obiektu badanego z zachowaniem wymiarów geometrycznych. jako podstawowe zalety cyfrowej i zmechanizowanej techniki skanowania tofd + pe należy wymienić: – możliwość badania złączy dla różnych średnic (zakres dn 300÷800 mm) o grubościach od 6 do 30 mm, przy stosunkowo niewielkim wzroście nakładu środków i pracochłonności; – dużą wydajność badania, nieznacznie zależna od grubości złączy – do 50÷60 złączy w ciągu dnia; – możliwość wykonywania badań podczas dnia, ze względu na nieszkodliwość ultradźwięków dla otoczenia; – pełny zapis cyfrowy wyników badania z całej objętości złącza i ocena wyniku badania w czasie rzeczywistym; – analizę wyników (również zdalnie na odległość) z możliwością dokładnego pomiaru położenia, 174 przegląd spawalnictwa 12/2013 długości oraz głębokości i wysokości wad przy pomocy specjalnego oprogramowania; – obraz stanu złącza w przekroju wzdłuż głębokości, co stanowi komplementarną informację do wyników badania radiograficznego; – podwyższoną wiarygodność wyników – wynikającą z mechanizacji skanowania oraz zastosowania techniki wielu głowic pracujących w różnych modach do potwierdzania wskazań w tych samych obszarach. technika tofd + pe z użyciem zmechanizowanych skanerów została efektywnie wdrożona przez ndtest na obiektach rurociągowych o dużym zróżnicowaniu średnic i grubości, na różnego rodzaju instalacjach w przemyśle gazowniczym i petrochemicznym. literat ra [1] śliwowski m.: badanie złączy spawanych cienkich i grubych techniką ultradźwiękową tofd, nieniszczące badania materiałów, zakopane 2010 [2] pn-en iso 10863:2011: badania nieniszczące złączy spawanych. badania ultradźwiękowe – zastosowanie techniki dyfrakcji fal ultradźwiękowych (tofd) (oryg.) [3] pn-en iso 17640:2011: badania nieniszczące złączy spawanych. badania ultradźwiękowe – techniki, poziomy badania oraz ocena (oryg.). książka podzielona jest na dwie główne części. pierwsza, obejmująca 10 rozdziałów, stanowi szczegółowe omówienie problemu w ujęciu materiałowym i technologicznym naprężeń własnych, odkształceń powstających w procesie spawania, wpływu parametrów procesu na ich wartość oraz porusza zagadnienie planów spawania w kontekście niezbędnej dokumentacji technologicznej, procesów dodatkowych (np. obróbki cieplnej) oraz wymagań podstawowych norm branżowych. autor zwraca również uwagę na koszty produkcji spawalniczej, szczególnie istotne na etapie planowania. drugą, praktyczną częścią książki są przykładowe plany spawania opracowane i stosowane w praktyce przemysłowej. zebrane plany zostały opracowane w różny sposób, wskazujący na potrzebę ich usystematyzowania, ale także uwzględnienia sposobu ich przygotowywania, i wpływu specyfiki danej konstrukcji na kształt i formę tego dokumentu. różnią się one również pod względem zawartości merytorycznej, ze względu na miejsce wykonywania konstrukcji, np. w warsztacie, na linii produkcyjnej, czy montażu prefabrykowanych zespołów na budowie. przykłady te mogą stanowić wytyczne do przygotowywania podobnych opracowań przez spawalników-technologów dla realizowanych aktualnie zleceń. książka jest przeznaczona także dla inżynierów i technologów związanych z produkcją spawalniczą. może być również wykorzystana przez studentów wydziałów mechanicznych (zwłaszcza specjalności spawalnictwo) i wydziałów budownictwa wyższych uczelni technicznych oraz uczestników kursów międzynarodowego inżyniera spawalnika (iwe), międzynarodowego technologa spawalnika (iwt), międzynarodowego mistrza spawalnika (iws) i międzynarodowego inspektora spawalniczego (iwi). książka ta jest pierwszym opracowaniem ujmującym w tak szeroki sposób zagadnienie przygotowywania planów spawania. prof. dr hab. inż. jerzy nowacki – zachodniopomorski uniwersytet technologiczny w szczecinie dr inż. lechosław tuz – agh akademia górniczo-hutnicza w krakowie okładka: twarda format: b5 wydawnictwo: agenda wydawnicza simp redakcja przegląd spawalnictwa strony: 396 rok wydania: 2013 isbn 978-83-87982-57-7 plany spawania – teoria i praktyka jacek słania 00 referaty ps 10 2017 www 98 przegląd  spawalnictwa vol. 89 10/2017 modelowanie spawalniczego źródła ciepła  w procesie spawania hybrydowego modeling of welding heat source in the hybrid welding process mgr inż. damian rochalski; dr hab. inż. dariusz golański, prof. pw; dr hab. inż. tomasz chmielewski, prof. pw – politechnika warszawska. autor korespondencyjny/corresponding author: dgol@wip.pw.edu.pl streszczenie bardzo szybki rozwój technik komputerowych umożliwia obecnie analizę naprężeń spawalniczych dla większości procesów spawania. dość dobrze opisane są rodzaje spawalniczych modeli źródeł ciepła, które są niezbędne dla wyznaczenia pola temperatury podczas spawania. występujący przy spawaniu gradient temperatury jest jedną z głównych przyczyn powstawania naprężeń spawalniczych, które mogą znacząco wpływać na trwałość eksploatacyjną złączy spawanych. stąd, modelowanie pola temperatury przy spawaniu jest jednym z niezbędnych elementów służących oszacowaniu odkształceń i naprężeń w konstrukcjach spawanych. procesy spawania hybrydowego należą do nowej grupy odmian spawania łączących ze sobą najczęściej dwie klasyczne metody spawania jak np. spawanie laserowe i spawanie gma czy spawanie plazmowe i spawanie gma. modelowanie naprężeń spawalniczych w tego typu odmianach spawania wymaga zdefiniowania nowego rodzaju modelu źródła ciepła łączącego skoncentrowany strumień energii z klasycznym źródełem ciepła, jakie występuje w łuku elektrycznym. w pracy przedstawiono próbę opisu modelu spawalniczego źródła ciepła dla spawania hybrydowego w odmianie łuk plazmowy (spawanie plazmowe) + łuk klasyczny (spawanie gma). w tym celu zbudowano przestrzenny model numeryczny (mes) dwóch płyt stalowych spawanych doczołowo metodą hybrydową (plazma+gma). zamieszczono wyniki symulacji numerycznej pola temperatury powstającego przy spawaniu hybrydowym dla zaproponowanego hybrydowego modelu spawalniczego źródła ciepła. przeprowadzono dyskusję wyników w odniesieniu do kształtu spoiny hybrydowej uzyskanej dla identycznych parametrów procesu spawania hybrydowego. słowa  kluczowe: spawanie hybrydowe; plazma+gma; modelowanie numeryczne; pole temperatury abstract the rapid development of computer technology now allows for analysis of welding stresses for most welding processes. the types of welding heat sources that are necessary to determine the temperature field during welding are well described. the temperature gradient that occurs during welding is one of the major causes of welding residual stresses that can significantly affect the service life of welded joints. hence, modeling the temperature field during welding is one of the necessary elements for estimating deformation and stresses in welded constructions. hybrid welding processes belong to a new group of welding variants that combine most commonly two conventional welding methods, such as laser welding and gma welding or plasma welding and gma welding. modeling of welding residual stresses in this type of welding requires the definition of a new type of heat source model combining a concentrated stream of energy with the classical heat sources present in the welding arc. the paper presents an attempt to describe the model of heat source used in hybrid welding combining the plasma arc (plasma welding) and electric arc (gma welding). for this purpose, a 3d numerical model (fem) of two hybrid welded (plasma+gma) steel plates was used. the results of the numerical simulations of the temperature field generated by hybrid welding for the proposed hybrid heat source model are presented. discussion of the results with respect to the shape of the hybrid weld obtained for identical parameters of the hybrid welding process was discussed. keywords:  laser; laser welding; automotive industry; laser beam wstęp pole temperatury w procesach spajania odgrywa kluczową rolę i jest przedmiotem wielu badań i analiz głównie poprzez wykorzystanie nowoczesnych narzędzi modelowania numerycznego [1÷4]. rozkład temperatury ma wpływ damian rochalski, dariusz golański, tomasz chmielewski przeglad welding technology review na szereg czynników, wpływających na jakość otrzymanego złącza, do których zaliczyć należy strukturę spoiny i obszaru strefy wpływu ciepła, jej wielkość, czy też powstające deformacje i spawalnicze naprężenia własne [5,6]. doi:.http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v89i10 .824 99przegląd  spawalnictwa vol. 89 10/2017 rys. 1. przygotowanie brzegów do procesu spawania plazma+gma fig. 1. the preparation of edges for the hybrid plasma+gma welding dlatego też znajomość rozkładu pola temperatury w trakcie procesu spawania jest niezwykle ważna, bowiem niesie ze sobą kluczowe informacje na temat zjawisk zachodzących w materiale spawanym. w zależności od zastosowanej metody spawania czy nawet różnych parametrów spawania pole to może przybierać różny kształt. nie jest więc możliwe wykorzystanie jednego wspólnego dla wszystkich procesów spawania modelu źródła ciepła, który będzie właściwy do analizy pola temperatury dla różnych procesów spawania. dlatego też podstawowym elementem analizy numerycznej procesów spawania jest właściwy dobór odpowiedniego modelu spawalniczego źródła ciepła. w szeroko obecnie stosowanych procesach spawania łukowego (mig/mag, tig, saw) powszechnie stosuje się w modelowaniu pola temperatury tzw. podwójnie elipsoidalne źródło ciepła opisane modelem goldaka [7], który stanowił znaczące rozszerzenie szeregu wcześniejszych uproszczonych modeli opisujących oddziaływanie źródeł ciepła w procesach spawania [8]. model goldaka opisuje oddziaływanie ciepła na powierzchni spawanych materiałów oraz w ich głąb za pomocą dwóch elipsoid o określonych parametrach zależnych od procesu spawania. w przypadku procesów spawania skoncentrowaną wiązką energii jak np. spawanie laserowe czy spawanie wiązką elektronów, gdzie ma miejsce powstawanie kanału parowego, model goldaka nie sprawdza się. stosuje się tutaj modele źródeł ciepła najczęściej w kształcie walca lub prostopadłościanu o niedużym przekroju podstawy [9] albo odwróconego ściętego stożka [10]. modele te lepiej oddają naturę skoncentrowanego źródła ciepła o mniej więcej stałym przekroju na całej grubości materiału spawanego. w stosowanych obecnie komercyjnych programach komputerowych służących symulacji pola temperatury przy spawaniu łukowym (sysweld,.simufact.welding,.transweld) jak i metodami wiązkowymi wspomniane modele źródeł ciepła są zazwyczaj powszechnie zaimplementowane i łatwo stosowane. postępujący rozwój procesów spawania doprowadził do powstania nowych odmian tzw. spawania hybrydowego łączącego w sobie zazwyczaj dwie metody spawania: spawanie łukowe ze spawaniem skoncentrowaną wiązką energii np. lasera. w takiej odmianie procesu spawania pole temperatury powstaje w wyniku równoczesnego oddziaływania łuku elektrycznego i np. skoncentrowanej wiązki lasera. przykładem spawania hybrydowego jest najczęściej połączenie metody spawania laserowego z metodą mig/mag [11] czy też z metodą tig [12]. istnieją również odmiany spawania hybrydowego oparte na połączeniu skoncentrowanego łuku plazmowego z metodą mag (plazma+gma) [13]. modelowanie pola temperatury w procesach spawania hybrydowego wymaga więc odpowiedniego połączenia dwóch różnych modeli źródeł ciepła stosowanych osobno w klasycznych procesach spawania. tego typu podejście jest obecnie tematem szeregu badań, mających na celu dobór najbardziej odpowiedniej kombinacji spawalniczych źródeł ciepła, które będą precyzyjnie odzwierciedlać charakter pola temperatury, jaki powstaje podczas spawania hybrydowego. dane literaturowe wskazują, że obecnie główne badania skupiają się na opracowaniu modeli źródeł ciepła dla spawania hybrydowego opartego przede wszystkim na spawaniu laserowym w połączeniu ze spawaniem łukowym gma lub spawaniem tig. w niniejszej pracy skupiono się na niezbyt często jeszcze stosowanej metodzie spawania hybrydowego plazma+gma. praktycznie brak jest przykładów literaturowych modelowania pola temperatury dla tej odmiany spawania hybrydowego, która posiada szereg zalet w stosunku do innych metod spawania. w pracy zaprezentowano wstępną próbę opracowania spawalniczego źródła ciepła w hybrydowej odmianie spawania plazma+gma zastosowanej do spawania blach ze stali s700mc. celem pracy była próba zbudowania przestrzennego modelu hybrydowego źródła ciepła obejmującego część plazmy, która powoduje głębokie wtopienie w materiał spawany oraz łuk elektryczny podążający za plazmą w celu wypełnienia spoiny. przeprowadzone modelowanie numeryczne pola temperatury z wykorzystaniem modelu hybrydowego źródła ciepła odniesione zostało do kształtu spoiny wykonanej metodą hybrydową plazma+gma dla tych samych parametrów spawania w celu wstępnej weryfikacji opracowanego modelu. spawanie hybrydowe plazma+gma spawanie hybrydowe plazma+gma łączy w sobie zalety obu rozwiązań zastosowanych w tej metodzie. z jednej strony źródło ciepła w postaci wysokoenergetycznej plazmy zapewnia głębokie wtopienie, a klasyczne źródło ciepła gma wypełnia rowek spawalniczy. takie połączenie znacznie podnosi wydajność spawania, zmniejsza udział stopiwa w spoinie, a co najważniejsze zmniejsza konieczność precyzyjnego przygotowania brzegów do procesu spawania, co w warunkach przemysłowych często staje się niemożliwe. spawanie hybrydowe z zastosowaniem plazmy jest z punktu widzenia inwestycyjnego oraz eksploatacyjnego znacznie tańszym rozwiązaniem w porównaniu do tego, w którym używany jest laser. ta innowatorska metoda spawania plazma+gma opiera się na zastosowaniu specjalnej kurtyny magnetycznej, dzięki której prąd zarówno łuku plazmowego, jak i łuku pochodzącego od gma przepływa przez materiał spawany. w innym przypadku nastąpiłoby jego wzajemne znoszenie ze względu na przeciwną polaryzację [13]. złącze spawane metodą hybrydową plazma+gma zostało wykonane z dwóch blach ze stali s700mc o grubości 10 mm i wymiarach 350 mm na 150 mm. proces spawania przebiegał w pozycji podolnej pa, a płyty próbne zostały przygotowane do spawania zgodnie z rysunkiem 1. zastosowany proces plazma+gma pozwala na wykonanie niewielkiego ukosowania, które w tym przypadku wynosi 30° z progiem 6 mm. zdecydowano się na zachowanie odstępu między łączonymi blachami na poziomie 1,6 mm. w procesie spawania hybrydowego wykorzystano parametry zamieszczone w tablicy i. zastosowane parametry pozwoliły uzyskać spoinę czołową o pełnym przetopie przy bardzo dużej prędkości spawania 100 cm/min, co pokazuje duży potencjał tej metody. na rysunku 2 została przedstawiona mikrostruktura wykonanego złącza w przekroju poprzecznym. możliwa do zaobserwowania linia wtopienia ukazuje kształt spoiny w postaci „kielicha”, co jest charakterystyczne dla metod hybrydowych. 100 przegląd  spawalnictwa vol. 89 10/2017 tablica i. parametry procesu łączenia table i. joining process parameters górna część przekroju spoiny przypomina trójkąt i jest podobna do spoin wykonywanych tradycyjną metodą gma przy zachowaniu odpowiedniego kąta ukosowania. zaś w jej dolnej części linie wtopienia po obu stronach są niemalże równoległe do siebie tworząc kształt prostokąta. niezgodność w postaci niewielkiego wklęśnięcia w licu spoiny obniża wytrzymałość w danym przekroju złącza, jednak nie dyskwalifikuje tego złącza, wykonanego do celów porównawczych. parametrami opisującymi półosie elips możemy w bardzo szerokim zakresie wpływać na jego kształt. niesie to za sobą również niebezpieczeństwo nieodpowiedniego dobrania tych parametrów, co w konsekwencji może doprowadzić do błędnych wyników. dla przyjętej analizy pola temperatury przy spawaniu hybrydowym parametry opisujące elipsy (rys. 3) w modelu goldaka dobrano na podstawie uzyskanego widoku złącza spawanego otrzymanego w wyniku badań doświadczalnych i wynoszą one: a – szerokość penetracji źródła ciepła: 5 mm b – wielkość penetracji źródła ciepła w głąb materiału: 6 mm cf– przednia głębokość penetracji wzdłuż osi spoiny: 5 mm cr– tylna głębokość penetracji wzdłuż osi spoiny: 10 mm. prąd   plazmowy   [a] napięcie  łuku plazmowego  [v] prąd  gma   [a] napięcie łuku  gma   [v] prędkość  spawania   [cm/min] energia  liniowa  [kj/cm] 350 30 369 29,3 100 9 rys.  2.  mikrostruktura złącza spawanego metodą hybrydową plazma+gma fig. 2. the microstructure of the plasma+gma hybrid welded joint rys. 3. model podwójnie elipsoidalny goldaka spawalniczego źródła ciepła [8] fig. 3. double – ellipsoid goldak model of a welding heat source [8] całkowita moc źródła ciepła qg dla modelu goldaka została obliczona na podstawie przyjętych danych w badaniach doświadczalnych: qg=η•um•im (1) gdzie: – sprawność procesu gma: η = 0,8; – napięcie łuku gma: um = 29,3 [v]; – natężenie prądu gma: im = 369 [a]; stąd: qg=0,8•29,3•369=8650 [w]. zastosowany model prostopadłościenny dla źródła opisującego strumień plazmy charakteryzuje się w odróżnieniu od modelu goldaka jednorodnym rozkładem. ma on kształt prostopadłościanu o wymiarach 2 x 2 x 10 mm, a więc oddziałuje na całej grubości spawanych płyt. całkowita moc źródła ciepła qp została również obliczona na podstawie przyjętych danych: qp=η•up•ip (2) gdzie: – sprawność plazmy: η = 0,6; – napięcie łuku plazmowego: up = 30 [v]; – natężenie prądu plazmowego: ip = 350 [a]; stąd: qp=0,6•30•350=6300 [w]. głównym celem przeprowadzonej analizy numerycznej było uzyskanie zbliżonego rozkładu pola temperatury na przekroju złącza spawanego, porównując go do obrazu spoiny otrzymanego w wyniku próby doświadczalnej spawania. tego typu porównanie jest często stosowane przez wielu badaczy i uznawane za wstępną weryfikację tworzonych nowych modeli spawalniczych źródeł ciepła. przy takim podejściu stosuje się pewne przybliżenie, zgodnie z którym pola temperatury w analizowanym przekroju złącza spawanego będą miały podobny rozkład, jeśli uzyskane obrazy kształtów przekroju poprzecznego spoiny będą do siebie zbliżone. model źródła ciepła  dla spawania hybrydowego plazma+gma na podstawie uzyskanych wyników doświadczalnych ze złączy spawanych hybrydowo podjęto próbę budowy modelu hybrydowego źródła ciepła plazma+gma, które w procesie modelowania pola temperatury przy spawaniu, byłoby w stanie możliwie najlepiej odzwierciedlić kształt przekroju poprzecznego wykonanej spoiny. modelowanie numeryczne pola temperatury podczas spawania hybrydowego przepro wadzono za pomocą programu do analizy zagadnień cieplnych i mechanicznych lusas fea v.14.7 opartego na metodzie elementów skończonych (mes). ze względu na występujące ograniczenia programu mes ogólnego przeznaczenia model hybrydowego źródła ciepła zbudowano w oparciu o połączenie dwóch modeli spawalniczych źródeł ciepła: powszechnie stosowanym w metodach spawania łukowego modelu goldaka oraz modelem prostopadłościennym przybliżającym skoncentrowane spawalnicze źródło ciepła, jakim jest np. laser, wiązka elektronowa czy też strumień plazmy. model goldaka, tak zwany podwójnie elipsoidalny, ma szerokie zastosowanie, gdyż sterując odpowiednimi 101przegląd  spawalnictwa vol. 89 10/2017 staje się coraz płytszy. całość obrazuje zastosowany model hybrydowy spawalniczego źródła ciepła, w którym na początku oddziałuje na materiał spawany skoncentrowany łuk plazmowy a zaraz za nim podąża klasyczny łuk elektryczny jak przy spawaniu metodą gma. oba łuki podążają równocześnie w pewnej niewielkiej odległości od siebie wynikającej z konstrukcji głowicy do spawania hybrydowego plazma+gma. w symulacji numerycznej pola temperatury podczas spawania uzyskanie kształtu spoiny w przekroju poprzecznym złącza jest możliwe dzięki nałożeniu na siebie kolejnych rozpatrywanych przekrojów. wynika to z faktu, iż w określonej chwili czasu w każdym kolejnym przekroju rozkład pola temperatury jest inny. dopiero ich zsumowanie pozwala uzyskać obraz (rys. 6), który można odnieść bezpośrednio do danych doświadczalnych otrzymanych po spawaniu. pewnym niekorzystnym efektem sumowania rozkładów pola temperatury z wielu przekrojów złącza może być częściowe zaburzenie ciągłości izoterm, co widoczne jest na rysunku 6. wyznaczony w ten sposób w analizie numerycznej rozkład pola temperatury można odnieść i porównać z obrazem mikrostruktury spawanego złącza. otrzymany kształt pola temperatury z wyraźnie zaznaczonym obszarem, w którym przekroczona została temperatura topnienia wskazuje na kształt powstającej spoiny. rys.  4.  model z siatką elementów skończonych płyt spawanych hybrydowo plazma+gma fig. 4. the geometry and fe mesh of steel plates used in hybrid plasma+gma welding rys.  5.  poszczególne przekroje poprzeczne pola temperatury w trakcie spawania hybrydowego plazma+gma fig. 5. subsequent cross-sections of temperature field in plasma+gma hybrid welded joint rys. 6. obliczony rozkład pola temperatury w przekroju poprzecznym złącza spawanego metodą hybrydową plazma+gma fig. 6. temperature field distribution calculated in a cross-section of plasma+gma hybrid welded joint dla celu analizy numerycznej pola temperatury przy spawaniu hybrydowym plazma+gma zbudowano przestrzenny (3d) model geometryczny spawanych płyt stalowych, na który nałożono siatkę składającą się z 57750 prostopadłościennych elementów skończonych typu hf8 (rys. 4). siatka zagęszczona została w obszarze styku dwóch blach, tam gdzie występuję przemieszczające się spawalnicze źródło ciepła. z uwagi na symetrię osiową geometrii złącza spawanych płyt zbudowany model mes obejmuje tylko jedną płytę oraz połowę geometrii spawalniczego źródła ciepła opisującego model hybrydowy. takie działanie zmniejsza znacząco czas potrzebny zarówno na przygotowanie modelu, jak i na prze-prowadzenie obliczeń w ramach symulacji komputerowej pola temperatury przy przemieszczającym się źródle ciepła. warunki określające wymianę ciepła zachodzącą pomiędzy źródłem ciepła a materiałem spawanym opisane są na drodze przewodnictwa cieplnego przy założonej obliczonej mocy cieplnej spawalniczego hybrydowego źródła ciepła. wymiana ciepła na drodze konwekcji oraz promieniowania została uwzględniona we współczynnikach sprawności procesu. warunki brzegowe wymiany ciepła pomiędzy materiałem spawanym a otoczeniem określono za pomocą konwekcji swobodnej, dla której wartość współczynnika konwekcji ustalono na poziomie αk = 10 w/m2k. przyjęta do obliczeń prędkość spawania była identyczna z tą zastosowaną podczas prób doświadczalnych spawania hybrydowego płyt i wynosiła 100 cm/min. z uwagi na zastosowaną symetrię modelu powierzchnia znajdująca się w jej płaszczyźnie została wyizolowana cieplnie. zastosowane w obliczeniach numerycznych właściwości materiałowe (gęstość, przewodność cieplna, ciepło właściwe) przyjęto w funkcji temperatury jak dla czystego żelaza na podstawie danych literaturowych [14]. wyniki obliczeń w wyniku przeprowadzonych obliczeń numerycznych na zbudowanym modelu dwóch płyt stalowych spawanych doczołowo metodą hybrydową plazma+gma uzyskano rozkład pola temperatury w złączu w dowolnym jego przekroju oraz w dowolnej chwili czasu przemieszczającego się spawalniczego źródła ciepła. na rysunku 5 przedstawiono wyniki symulacji rozkładu pola temperatury w analizowanym złączu spawanym w postaci kolejnych przekrojów poprzecznych w trakcie procesu spawania hybrydowego. kolor czerwony na rysunku 5 reprezentuje obszar, w którym temperatura przekracza 1500 °c, a zatem można to przybliżyć do obszaru ciekłego jeziorka. wyraźnie widać, że prawa część rysunku 5 obejmuje niemal całą grubość materiału, co może świadczyć o uzyskaniu pełnego przetopu w materiale. z kolei po lewej stronie obszar roztopienia jest to, jak już wspomniano, jedna z pierwszych metod oceny dokładności zbudowanego modelu spawalniczego źródła ciepła, które ma decydujący wpływ na wielkość i rozkład pola temperatury w spawanych materiałach. przedstawione na rysunku 7 bezpośrednie porównanie struktury przekroju złącza spawanego z rozkładem temperatury w przekroju tego złącza, wyznaczonym dla parametrów źródła ciepła obliczonych na podstawie parametrów spawania analizowanych materiałów wskazuje, że zbudowany model hybrydowy plazma+gma spawalniczego źródła ciepła w dość dobrym stopniu odzwierciedla kształt powstałej spoiny. 102 przegląd  spawalnictwa vol. 89 10/2017 w jej dolnej części widoczny jest zawężony przekrój spoiny wynikający z oddziaływania jedynie skoncentrowanego strumienia łuku plazmowego na materiał, natomiast spawalniczy łuk elektryczny występujący w tej odmianie spawania hybrydowego, podąża za łukiem plazmowym i oddziałuje jedynie na górną część spoiny mając za zadanie prawidłowe wypełnienie spoiny oraz jej lica. na obu porównywanych obrazach widać więc występowanie dwóch obszarów spoiny o różnej szerokości wynikającej z zastosowania źródeł ciepła o różnym stopniu koncentracji energii cieplnej. rys. 7. porównanie kształtu spoin w przekroju poprzecznym dla badań numerycznych oraz doświadczalnych fig. 7. comparison of the weld shape in a cross-section between calculated and experimental results podsumowanie i wnioski procesy spawania hybrydowego charakteryzują się jednoczesnym współdziałaniem dwóch źródeł ciepła o zazwyczaj odmiennej charakterystyce. w procesie modelowania pola temperatury w tego typu procesach wymagane jest więc zastosowanie innego rodzaju modelu źródła ciepła niż w klasycznym spawaniu łukowym czy też metodami wiązkowymi. najczęściej wymagane jest stworzenie nowego modelu spawalniczego źródła ciepła będącego w pewnym sensie złożeniem dwóch różnych źródeł ciepła biorących udział w procesie spawania. model taki wymaga często indywidualnego podejścia w zależności od zastosowanego wariantu spawania hybrydowego oraz parametrów procesu. w pracy przeprowadzono obliczenia numeryczne umożliwiające zobrazowanie pola temperatury w dowolnej chwili czasu podczas spawania hybrydowego w odmianie plazma+gma, która nie jest jeszcze dość dobrze opisana od strony modelu hybrydowego źródła ciepła. zaproponowany i zbudowany wstępny model takiego źródła oparto na połączeniu modelu goldaka z modelem prostopadłościennym. otrzymane wyniki rozkładu pola temperatury odniesiono do rzeczywistego kształtu spoiny otrzymanego podczas spawania hybrydowego analizowanych materiałów zachowując podobne parametry procesu. wstępna zbieżność wyników obliczeń numerycznych z kształtem rzeczywistej spoiny daję podstawę do dalszych badań nad rozwojem zaproponowanego modelu hybrydowego źródła ciepła. dla uzyskania większej zbieżności wyników obliczeń rozkładu pola temperatury z badaniami eksperymentalnymi powinny być zastosowane badania takie jak rejestracja pola temperatury kamerą termowizyjną czy też z wykorzystaniem termopar. obliczenia numeryczne dają olbrzymie możliwości prowadzenia rozbudowanej analizy pola temperatury w procesie spawania, co nie jest możliwe do uzyskania na podstawie samego modelu fizycznego procesu. na podstawie przeprowadzonych badań i analiz można wyciągnąć następujące wnioski: – widoczna jest dość duża zgodność wyników porównując kształt spoiny w przekroju poprzecznym dla badań numerycznych oraz doświadczalnych. zarówno zarys linii wtopienia, jak i wymiary spoiny są podobne. świadczy to o poprawnych założeniach przyjętych do budowy modelu źródła ciepła podczas spawania hybrydowego plazma+gma, który może być dalej rozwijany i stosowany w dalszych analizach pola temperatury. – pomimo tego, że zbudowany model źródła ciepła nie uwzględnia takich zjawisk zachodzących w ciekłym jeziorku jak np. oddziaływanie siły napięcia powierzchniowego czy ruchów ciekłego jeziorka, to może on być bardzo przydatny dla uzyskania poprawnego rozkładu temperatury w złączu spawanym, który z kolei odgrywa kluczową rolę w analizie odkształceń i stanu naprężeń spawalniczych. praca.finansowana.ze.środków.na.działalność.statutową.zakładu.inżynierii.spajania.politechniki.warszawskiej literatura [1] komanduri r., hou, z.b.: thermal analysis of the arc welding process: part i. general solutions, metallurgical and materials transactions b, vol. 31b, pp. 1353-1370, 2000. [2] kowalczyk p., golański d., chmielewski t., włosiński w.: analiza porównawcza rozkładu temperatury i naprężeń podczas uderzenia cząstki ti w podłoże metalowe i ceramiczne podczas natryskiwania detonacyjnego, przegląd spawalnictwa 6, 2014, s.40-45. [3] golanski d.: temperature distribution in a cylindrical al2o3-steel joint during the vacuum brazing cycle, journal of materials processing technology, vol. 56 (1-4), pp. 945-954, 1996. [4] hudycz m., chmielewski t., golański d.: analysis of distribution of temperature and stressesduring the friction metallisation of aln ceramics with titanium, biuletyn instytutu spawalnictwa w gliwicach, vol. 60, no. 5, pp. 63-67, 2016. [5] choa j.r., leea b.y., moonb y.h., van tynec c.j.: investigation of residual stress and post weld heat treatment of multi-pass welds by finite element method and experiments, journal of materials processing technology, vol. 155-156, pp. 1690-1695, 2004. [6] yi h-j, kim j-y, yoon y-h, kang s-s: investigations on welding residual stress and distortion in a cylinder assembly by means of a 3d finite element method and experiments, journal of mechanical science and technology, vol. 25, issue 12, pp. 3185-3193, 2011. [7] goldak j., chakravarti a., bibby m.: a new finite element model for welding heat sources, metallurgical transactions b, vol. 15, no. 2, pp. 299-305, 1984. [8] rochalski d., golański d., chmielewski t.: modele spawalniczych źródeł ciepła w analizie pola temperatury, przegląd spawalnictwa vol.89, no. 5/2017, s.109-116. 103przegląd  spawalnictwa vol. 89 10/2017 [9] shanmugam n. siva, buvanashekaran g., sankaranarayanasamy k.: some studies on temperature distribution modeling of laser butt welding of aisi 304 stainless steel sheets, international journal of mechanical, aerospace, industrial, mechatronic and manufacturing engineering vol. 7, no. 7, 2013, pp. 1532-1541. [10] sun j., liu x., tong y., deng d.: a comparative study on welding temperature fields, residual stress distributions and deformations induced by laser beam welding and co2 gas arc welding. materials and design, vol.63, 2014, pp. 519–530. [11] reutzel e.w., kelly s.m., martukanitz r.p., bugarewicz m.m., michaleris p.: laser-gma hybrid welding: process monitoring and thermal modelling, in: s.a. david et al. (eds.), proceedings of the 7th international conference on trends in welding research, callaway gardens resort, pine mountain, georgia,usa, 2005, pp. 143-148. [12] katayama s., naito y., uchiumi s., mizutani m.: laser-arc hybrid welding, solid state phenomena vol. 127, 2007, pp. 295-300. [13] szulc j., chmielewski t., pilat z.: zrobotyzowane spawanie hybrydowe plazma+mag stali s700 mc, przegląd spawalnictwa, vol. 88, nr 1, s. 40-45. [14] goldsmith a., waterman t.e., hirchorn h.j.: handbook of thermophysicalproperties of solid materials, new york, 1961. 201509_pspaw.pdf 61przegląd spawalnictwa vol. 87  9/2015 wpływ rozwiniętej powierzchni opromieniowanego wymiennika na przejmowanie ciepła the influence of developed surface of radiationed convector on receiving heat dr inż. sławomir morel – politechnika częstochowska. autor korespondencyjny/corresponding author: morel@wip.pcz.pl streszczenie ustalono wpływ stanu rozwinięcia opromieniowanej powierzchni wymienników ciepła na wartości strumienia ciepła unoszonego z wodą przepływającą przez wymienniki umieszczone w komorze pieca elektrycznego. nacięcie rowków o głębokości 0,5 i 0,8 mm na obwodzie rurowych wymienników ciepła o średnicy 45 mm i długości 300 mm spowodowało ponad dwukrotny wzrost powierzchni wymiany ciepła i odpowiednio w zależności od głębokości rowków około 2 i 1,5 krotny wzrost strumienia ciepła unoszonego z wodą względem wartości uzyskanych w wymiennikach o gładkich powierzchniach. słowa kluczowe: wymiennik ciepła, tranfer ciepła, promieniowanie cieplne abstract it the influence of state of radiationed surface of heat convectors on values of heat stream carried away with water which flowed through convectors situated furnace chamber was fixed. cutting ditches with depth 0.5 and 0.8 mm which are on the surface of heat convectors which diameter is 45 mm and length is 300 mm caused more than double increase of surface and in dependence of ditches depth relatively 2 and 1,5 times increased the heat stream carried away with water. keywords: heatexchanger, heat transfer, heat radiation wstęp wszystkie wzory opisujące wymianę ciepła zawierają człon uwzględniający wartość powierzchni wymiany ciepła [1,2]. podstawowymi sposobami zwiększania wartości powierz chni „czynnej s” bez zwiększania wymiarów konstrukcji urządzeń wymieniających ciepło jest powiększenie ich powierzchni poprzez: mocowanie żeber, igieł, rowkowanie bądź nacinanie zarysu gwintu oraz natryskiwanie powłok o znacznej porowatości otwartej i o dużej odporności na ścieranie. w szczególności metody rozwinięcia powierzchni powodują zwiększenie absorbcji promienistej ścian uczestniczących w procesach wymiany ciepła z tej racji, iż w odniesieniu do rzutu ścian ich powierzchnia rzeczywista jest wielokrotnie większa. ponadto absorbcja zwiększa się, dlatego że wgłębienia można uważać za wnęki, których otwory w krańcowych przypadkach mają właściwości ciał czarnych, – co wynika z definicji modelu fizycznego ciała czarnego [1,2]. praktycznie, więc przy obliczaniu emisji powierzchni chropowatych należy brać pod uwagę powierzchnię styczną do wypukłości oraz współczynnik emisji większy do tego, który charakteryzuje powierzchnię gładką, – co wydatnie zwiększa strumień wymienianego ciepła. techniczne ciało czarne i jego model każde ciało posiada emisyjność (εt) mniejszą od 1. aby absorbcja ciała była jak największa wykorzystuje się efekt wnęki (w). powierzchnia otworu wnęki (otworu emitującego so) ma znacznie większą emisyjność efektywną (εt,ef) od rzeczywisławomir morel stej emisyjności materiału wnęki (srz) , której wartości oznacza się przez (εt). emisyjność otworu wnęki (εt,ef) rośnie ze wzrostem stosunku w – zwanym wnękowością (1) rysunek 1 [1]. rys. 1. wnęka stanowiąca model ciała czarnego [1] fig. 1. the recess which is a model of black solid srz w = so ___ 1) powierzchnia (srz) powinna posiadać stałą temperaturę t w jej każdym punkcie – wówczas jej wartość stanowi temperaturę powierzchni promieniującej (so). emisyjność otworu wnęki (εt,ef) w funkcji stosunku (w) dla różnych kształtów wnęki przestawiono na rysunku 2 i zapisano równaniem (2). εt • ef = f(εt • w) 2) wnęki winny mieć wymiary znacznie przewyższające długości emitowanych fal promieniowania podczerwonego. przy niespełnieniu tego warunku mogą wystąpić odchylenia od praw promieniowania temperaturowego (plancka, stefana – boltzmana). ponadto można popełnić błędy pomiaru temperatury wywołane między innymi: nieizotermicznością komory i innymi błędami towarzyszącymi pomiarom temperatury. 62 przegląd spawalnictwa vol. 87 9/2015 rys. 3. schemat stanowiska do badań wpływu rozwinięcia powierzchni na strumień wymienianego ciepła: 1miliwoltomierz prądu stałego v520, 2przewody miedziane, 3naczynie izolowane cieplnie wypełnione drobno potłuczonym lodem, 4przewód kompensacyjny, 5termoelement pomiarowy nial-nicr, 6-cztery rury stalowe o jednakowych gabarytach, 7piec grzewczy, 8przewód gumowy doprowadzający wodę, 9przewód gumowy odprowadzający wodę, 10-dwa termometry rtęciowe, 11dwa hermetyczne zbiorniki, w których zostały umieszczone termometry, 12zlewka laboratoryjna służąca do pomiaru natężenia przepływu wody. fig. 3. scheme of stand for testing the influence of developed surface rys. 2. wnęka stanowiąca model ciała czarnego [1] fig. 2. the recess which is a model of black solid absorpcja i emisja promieniowania cieplnego przez metale i niemetale powszechnie przyjmuje się, iż metale o czystej nieutlenionej powierzchni mają emisyjność od kilku setnych do ok. 0,40. emisyjność dielektryków jest znacznie większa i wynosi od 0,50 do 0,99 [2÷4]. stosunek emisyjności εt/εt,n jest dla metali większy od 1, zaś dla dielektryków – mniejszy. dla metali absorpcyjność monochromatyczna maleje, zaś dla nie metali wzrasta ze wzrostem długości fali padającego promieniowania. jeśli stan ciał powierzchni nie ulga zmianie to powszechnie przyjmuje się, iż przebieg funkcji εt jest niezależny od temperatury. przez natryskiwanie powłok na wyroby metalowe i niemetalowe można bardzo istotnie zwiększyć emisyjność powierzchni ciał rzeczywistych dla określonych zakresów temperatury ich eksploatacji [5÷7]. wzrost zaabsorbowanego ciepła jest funkcją: – wartości εt wytworzonej powłoki (εpow= 0,70 – 0,95), – rozwinięcia opromieniowanej powierzchni natryskanej powłoką tj. wnękowością powłoki (w). ten doświadczalny przebieg wzrostu (εt,n) wywołany wnękowością powłoki (w) zapisano wzorem (3) [2]. εt,n = 3)_______________1 + (w 1) εt,n,o εt,n,o • w = εt,n,o √ 1 + 4 rz s ___ ____________________________ ( ) 1+ [ √ 1 + 4 2 1 1] εt,n,o ( ) rz s ___ 2 absorpcyjność i emisyjność niemetali wyniki licznych badań [7÷9] potwierdziły, iż niemetale posiadają znacznie większe zdolności do emisji (εt) promieniowania od metali. ich emisyjność monochromatyczna wzrasta z długością fali promieniowania, – choć wzrost ten nie jest jednoznaczny jak dla metali. emisyjność niemetali maleje zdecydowanie ze wzrostem temperatury. tlenki białe (mg, al, th,) posiadają względnie małą emisyjność w zakresie fal o długości od 1 do 5 – 6 μm, jednakże dla promieniowania o długości 10 μm, ich emisyjność posiada wartości zbliżone do współczynnika ciała czarnego. tlenki kolorowe (cr, ce) mają większą wartość emisyjności w zakresie długości fal w bliskiej podczerwieni względem tlenków białych. wpływ rozwiniętej powierzchni wymiennika na przejmowanie promieniowania cieplnego postawiono tezę, iż rozwijając powierzchnie wymiennika ciepła, przykładowo poprzez nacięcie rowków na jego obwodzie uzyska się zwiększenie powierzchni wymiany ciepła, co przy niezmiennych wymiarach gabarytowych spowoduje wzrost ilości zaabsorbowanego ciepła. celem badań było ustalenie wpływu głębokości naciętych mechanicznie rowków (o kształcie trójkąta równoramiennego), na rozwinięcie powierzchni oraz doświadczalne potwierdzenie wpływu wielkości rozwiniętej powierzchni na zwiększenie strumienia przejmowanego ciepła z wodą przepływającą przez wymiennik. zakres obejmował badania porównawcze wpływu czterech przypadków (wartości) rozwinięcia powierzchni (rur wykonanych ze stali nierdzewnej o jednakowych wymiarach) na wartości strumienia wymienianego ciepła. wymienniki stanowiły: rura handlowa z natryskaną powłoką, rura handlowa z natryskaną powłoką i wypolerowana, rura z naciętym zarysem gwintu o głębokości 0,5 mm, rura z naciętym zarysem gwintu o głębokości 0,8 mm. stanowisko badawcze i wykonanie pomiarów schemat stanowiska przestawiono na rysunku 3. ε(λ) = 0,365 √ pt λ0 ___ 4) absorpcyjność i emisyjność metali w procesach promienistej wymiany ciepła przez metale uczestniczy cienka powierzchniowa warstewka o głębokości 0 – 10 -10. wymianę tę powodują oscylacje atomów i cząstek znajdujących się na powierzchni elementu metalowego. emisyjność monochromatyczna z powierzchni metalowej maleje ze wzrostem długości fali (bardzo niekorzystne dla podczerwonego promieniowania). emisyjność całkowita (εt,n) wzrasta ze wzrostem temperatury, co jest zgodne ze wzorami hagen–rubens’a (rów. 4) [2] jednocześnie autor pracy [2] ustalił, iż ze wzrostem temperatury maleje refleksyjność a jej wartość jest tym mniejsza im większa jest wnękowość (w) powierzchni. obecność warstwy tlenkowej (nawet o minimalnej grubości) na metalach zdecydowanie zwiększa ich zdolność do absorpcji i emisji promieniowania cieplnego nawet stali odpornych na korozje. 63przegląd spawalnictwa vol. 87  9/2015 wymiennik z podłączonym do niego dwoma przewodami gumowymi doprowadzających i odprowadzających wodę został umieszczony w piecu grzewczym stanowiącym źródło ciepła. dwa termometry rtęciowe – pierwszy mierzący temperaturę wody na wejściu do wymiennika o zakresie pomiarowym 0 – 50 °c, drugi mierzący temperaturę wody na wyjściu o zakresie pomiarowym 0 – 80 °c. termometry zostały umieszczone ok. 1 metr od źródła ciepła. odległość ta pozwoliło na zabezpieczenie przed powstaniem błędu wskazań. wszystkie elementy układu wodnego zostały połączone przy pomocy przewodów gumowych o średnicy φ = 10mm. wielkość natężenia przepływu mierzona była przez wodomierz i kontrolowana wyrywkowo za pomocą menzurki laboratoryjnej o pojemności 1 dm3 i mierzonego czasu jej napełnienia za pomocą stopera. temperatura panująca wewnątrz komory pieca była określana za pomocą termoelementu nial-nicr. zasada pomiaru polegała na określeniu przyrostu temperatury wody przy ustalonym natężeniu przepływu przez wymiennik i nie zmiennej temperaturze w komorze pieca. eksperymentalną część badań wykonano w czterech etapach. w pierwszym etapie badań wykorzystano rurę handlową, wykonaną ze stali nierdzewnej o średnicy φ = 45,25 mm oraz długości l= 300 mm z natryskaną powłoką z cr2o2. w drugim etapie badań wykorzystano rurę z powłoką z cr2o2 ale jej powierzchnię wypolerowano, o średnicy φ = 45,10 mm oraz długości l = 300 mm. każdy z wyżej wymienionych etapów badań rozpoczynano po uprzednim rozgrzaniu komory pieca. za pomocą termometrów rtęciowych stale mierzono wartości temperatury wody wpływającej i wypływającej z wymiennika ciepła. na bieżąco kontrolowano również termoelementem temperaturę wewnątrz pieca wynoszącą – 700 °c. odczytów dokonywano co 15 min. pomiary powtarzano sześciokrotnie, co wobec dużej powtarzalności wyników uznano za wystarczającą ilość prób. we wszystkich etapach pomiary dokonywano dokładnie w ten sam sposób, starając się zachować takie same natężenia przepływu wody. wyniki czterech serii pomiarów zamieszczono w pracy [3]. wyniki pomiarów i ich analiza wyznaczenie powierzchni rozwiniętej wymiennika – wymiennik – z rury handlowej φ = 45,25 mm l = 300 mm s = π • d • l = 3,14 • 45,25 • 300 =42484,2 mm2 = 0,0426 m2 – wymiennik – z rury wypolerowanej φ = 45,10 mm l = 300 mm s = π • d • l = 3,14 • 45,10 • 300 =42625,5 mm2 = 0,0425 m2 – wymiennik – z rury z naciętym zarysem rowka o głębokości 0,5 mm s = π • d • (2 • c + 0,5) • lr = 3,13 • 45,25 • (2 • 0,54 + 0,5) • 284 = = 62142, 3 mm2 = 0,0621 m2 – wymiennik – z rury z naciętym zarysem rowka o głębokości 0,8 mm. wyniki badań przeprowadzonych w etapie i w etapie i w charakterze wymiennika zastosowano wymiennik z rury handlowej o średnicy φ =45,25 mm a uzyskane wyniki opracowano graficznie na rysunku 4. analiza wyników i go etapu średnia temperatura wody na dopływie do wymiennika 12,2 °c, powierzchnia wymiany ciepła wyniosła 42625,5 mm2 umieszczonego w laboratoryjnym piecu grzewczym o temperaturze 700 °c. po przejściu przez wymiennik średnia temperatura wody wzrosła do 29 °c. średnie natężenie strumienia wody przepływającej przez w/w rurę wynosiło 0,033 m3/h. obliczony strumień ciepła zaabsorbowanego przez wodę osiągnął wartość 2,196 kw. wyniki badań przeprowadzonych w etapie ii w etapie tym badania przeprowadzono stosując wymiennik z rury o wypolerowanej powierzchni o śr. φ= 45,10 mm. wyniki opracowano graficznie (rys. 4). podobnie jak w etapie i korzystano z tej samej aparatury kontrolno-pomiarowej. analiza wyników iigo etapu w przypadku zastosowania rury wypolerowanej osiągnięto następujące wyniki: – średnia różnica temperatury wody wpływającej i wypływającej 15,4 °c, – spadek temperatur średniej różnicy w porównaniu z etapem i osiągnął wartość 1,4 °c, – natężenie strumienia przepływu 0,035 m3/h, – temperatura wewnątrz pieca – 700 °c, – średnia wartość strumienia ciepła –2,151 kw. stosując rurę wypolerowaną uzyskano spadek wartości strumienia przejmowanego ciepła o ok. 2% w stosunku do wartości uzyskanej dla rury handlowej. uzyskany wynik uzasadnia zmniejszenie opromieniowanej powierzchni wymiany ciepła o 141,3 mm2 oraz zwiększenie zdolności do refleksyjnego odbijania promieniowania cieplnego z racji wykonanego polerowania na rurze. wyniki badań przeprowadzonych w etapie iii wyniki badań przeprowadzonych w etapie iii z zastosowaniem rury z naciętym zarysem rowka o głębokości 0,5 mm przedstawiano na rysunku 4. analiza wyników iiigo etapu średnia temperatura wody przy dopływie do rury z naciętymi 284 rowkami w kształcie trójkątów równoramiennych o ramieniu długości 0,54 mm i podstawie 0,5 mm wynosiła 12,1 °c. temperatura zmierzona na wypływie – 30,6 °c. strumień wody przepływającej przez wymiennik wynosił 0,057 m3/h. ciepło zaabsorbowane przez wodę osiągnęło wartość 4,195 kw. tak, więc w stosunku do rury handlowej nastąpił wzrost strumienia ciepła o 2 kw. uzyskano, zatem 92% wzrost strumienia przejmowanego ciepła przez wodę w porównaniu z wartością strumienia osiągniętego przy zastosowaniu rury handlowej. należy to uzasadnić zwiększeniem powierzchni wymiany ciepła o ok. 115% względem wartości dla rury bazowej oraz wystąpieniem efektu wnęki – zwiększenia stopnia czarności opromieniowanej powierzchni, co doprowadziło do uzyskania tak znacznego wzrostu strumienia przejmowanego ciepła. wyniki badań przeprowadzonych w etapie iv w etapie iv do badań użyto rury z naciętym zarysem rowka o głębokości 0,8 mm w liczbie 168 rowków/na rurę. podobnie jak w etapie i, ii i iii dokonano sześciu pomiarów wykorzystując piec o temperaturze 700 °c, kontrolowany przy pomocy miliwoltomierza. zestawienie wyników przedstawia rysunek 4. s = π • d • 2 • c + 0,8) • lr = 3,14 • 42,25 • (2 • 0,89 + 0,8) • 168 = = 57502,3 mm2 = 0,0575 m2 64 przegląd spawalnictwa vol. 87 9/2015 stan powierzchni rur q [k w ] w ar to ść u śr ed ni on a rura w stanie handlowym rura wypolerowana rura z naciętym rowkiem 0,5 mm rura z naciętym rowkiem 0,8 mm wnioski w badaniach ograniczono się do jednego rodzaju powłoki natryskanej plazmowo z tlenku chromu cr2o3 na powierzchnię wymiennika. przy czym stosując w charakterze wymiennika rurę z wypolerowaną powierzchnią uzyskano najmniejszą wartość strumienia przejmowanego ciepła względem wyników uzyskanych z zastosowaniem pozostałych rodzajów rur. dokonując niewielkiej „obróbki” rury handlowej poprzez wypolerowanie uzyskano spadek wymiany ciepła o ok. 2% względem wartości uzyskanych na rurze handlowej. spadek ten jak wcześniej wyszczególniono spowodowany został zmniejszeniem o 0,014 dm2 powierzchni wymiany ciepła oraz wzrostem zdolności do refleksyjnego odbijania promieniowania cieplnego. w etapie iii zastosowano rurę z natryskaną powłoką z cr2o3 oraz naciętymi rowkami o głębokości 0,5 mm. przez nacięcie 284 rowków opromieniowana powierzchnia rury (wymiennika) wzrosła o ok. 115% co doprowadziło do dwukrotnego wzrostu strumienia ciepła przejmowanego przez wodę przepływającą przez ten wymiennik w porównaniu do wymiennika bez rowków. uzyskane wyniki dobitnie świadczą o istotności wpływu rozwinięcia powierzchni na wymianę ciepła i celowości stosowania tego typu zabiegu. dokonując pomiarów z zastosowaniem rury z naciętymi rowkami o głębokości 0,8 mm rozwinięta powierzchnia zmniejszyła się w stosunku do wartości dla rury wykorzystanej w etapie trzecim (0,5 mm) o ok. 15%. natomiast wzrost przejmowanego strumienia ciepła w tym wymienniku zmniejszył się o ok. 16%. reasumując stwierdza się, iż rozwijając powierzchnie wymiany ciepła przez nacięcie odpowiedniej ilości rowków o odpowiedniej głębokości można zwiększyć ilość zaabsorbowanego ciepła nawet o ok. 200%. literatura [1] a. sala: radiacyjna wymiana ciepła wyd. wn-t warszawa, 1982, str. 18-43. [2] b.g. abrgmowicz, w.ł. goldsztein: intienisifikacja tiepłobmiena izłuczeniem s pomoszczju pokrytej. wyd. eniergia moskwa, 1977, str. 26-39. [3] st. morel: powłoki natryskiwanie cieplnie. monografia. wyd. wipmifs, politechnika częstochowska, częstochowa 1990. [4] s. morel: application of plasma-sprayed coatings in heat absorption by radiated walls. [5] archive of energetics / archiwum energetyki t.41 nr 3-4, 2011, s. 111-126. [6] t.burakowski, t.wierzchoń inżynieria powierzchni metali wyd. wn-t warszawa 1995. [7] t.węgrzyn, j. piwnik: low alloy welding with mocro-jet cooling archives of metllurgy and materials. vol. 57, iss 2, 2012. [8] s. morel: zastosowanie powłok plazmowych w hutniczych urządzeniach grzewczych. hutnik-wiadomości hutnicze r.78 nr 5, 2011, s. 449-451. [9] s. morel, j. jasiński, j. jasiński, l. jeziorski: powłoki natryskiwane plazmowo na elementach urządzeń do fluidalnej obróbki cieplnej. inżynieria materiałowa r.33, nr 5 (189), 2012, s. 456-459. [10] t. hejwowski: nowoczesne powłoki nakładane cieplnie odporne na zużycie ścierne i erozyjne. wyd. politechnika lubelska 2013. analiza wyników ivgo etapu postępując analogicznie do etapu i, ii, iii uzyskano następujące wyniki: – temperatura wody na dopływie – 13,9 °c, – temperatura wody na wypływie – 28, °c, – spadek średniej różnicy temperatur w porównaniu z etapem iii – 3,6 °c, – powierzchnia wymiany ciepła – 130032 mm2, – natężenie strumienia wody przepływającej przez rurę – 0,060 m3h, – zaabsorbowany przez wodę strumień ciepła – 3,506 kw – wzrost w stosunku do rury handlowej o 1,312 kw (ok. 60%). porównując wartości strumienia przejmowanego ciepła z wynikami uzyskanymi w etapie trzecim otrzymano ok. 16% spadek badanej wielkości. wynika to, przede wszystkim rys. 4. strumień przejmowanego ciepła przez poszczególne rodzaje wymienników (rur) fig. 4. the stream of receiving heat spis oznaczeń rz – średnia wysokość nierówności (chropowatość) [μm], s – powierzchnia [m2], srz – powierzchnia ścian wnęki [m2], so – powierzchnia otworu wnęki [m2], t – temperatura [k], d – średnica [m], l – długość [m], s – średni odstęp nierówności [μm], w – wnękowość, εt – emisyjność całkowita, εt,ef – emisyjność efektywna otworu wnęki, εt,o – emisyjność całkowita do półprzestrzeni powierzchni gładkiej, εt,n,o emisyjność całkowita w kierunku normalnym n powierzchni gładkiej, ελ emisyjność monochromatyczna do półprzestrzeni, ρ gęstość [g/cm3], λ przewodność cieplna [w/mk], φ średnica [m] ze zmniejszenia powierzchni wymiany ciepła o ok. 15% względem rury z naciętym zarysem rowka o głębokości 0,5 mm (użytej w trzecim etapie badań). wykonane pomiary przejmowania ciepła z zastosowaniem czterech wymienników różniących się rozwinięciem powierzchni pozwoliły ustalić wpływ rozwinięcia powierzchni na wartości strumieni cieplnych przejmowanych przez wodę. powierzchnia wymiany ciepła wynosiła odpowiednio: – rura handlowa – 4,262 dm2 a strumień ciepła 2,20 kw, – rura wypolerowana – 4,248 dm2 a strumień ciepła 2,15 kw, – rura z naciętym zarysem rowka (gł. 0,5 mm) – 6,214 dm2 a strumień ciepła 4,20 kw, – rura z naciętym zarysem rowka (gł. 0,8 mm) – 5,750 dm2 a strumień ciepła 3,50 kw. 201312_pspaw_25gt.pdf 101przegląd spawalnictwa 12/2013 przemysław łopato tomasz chady badania nieniszczące materiałów kompozytowych metodą terahercową nondestructive testing of composite materials  using terahertz method r inż. przemysław opato, dr hab. inż. tomasz chady, prof. t – zachodniopomorski uniwersytet technologiczny, szczecin. abstract advances in high frequency electronics, photonics and materials science enabled rapid development of terahertz technology in the last decade. research on reliable sources and detectors of electromagnetic waves in the terahertz range allows their application in various fields of science and technology ranging from medicine and biotechnology to pharmaceutical, chemical and material sciences. in this paper selected applications in nondestructive testing are shown, especially glass and basalt fiber-reinforced composites inspection. streszczenie ciągły postęp w elektronice wysokich częstotliwości, fotonice i inżynierii materiałowej umożliwił szybki rozwój technologii terahercowej w ostatniej dekadzie. badania nad źródłami i detektorami fal elektromagnetycznych w zakresie terahercowym umożliwiają ich zastosowanie w różnych dziedzinach nauki i techniki, począwszy od medycyny i biotechnologii, a kończąc na przemyśle farmaceutycznym, chemicznym i inżynierii materiałowej. w niniejszej pracy przedstawione zostaną wybrane zastosowania w dziedzinie badań nieniszczących, ze szczególnym uwzględnieniem badań materiałów kompozytowych wzmocnionych włóknem szklanym i bazaltowym. st p fale elektromagnetyczne z zakresu terahercowego (o częstotliwości od 0,5 do 10 thz) znajdują coraz szersze zastosowanie w różnych dziedzinach nauki i przemysłu [1]: – spektroskopii, – biotechnologii, – przemyśle farmaceutycznym, – telekomunikacji, – bezpieczeństwie publicznym (homeland security), – badaniach nieniszczących. zakres terahercowy znajdujący się na styku techniki mikrofalowej i podczerwieni (ir) umożliwia uzyskanie wyższej rozdzielczości przestrzennej niż w przypadku techniki mikrofalowej i większej przenikliwości dla nieprzewodzących materiałów niż badania ir. w związku z trudnościami technologicznymi w generowaniu i detekcji promieniowania terahercowego (zbyt wysokie częstotliwości dla techniki mikrofalowej i zbyt niskie dla tradycyjnych urządzeń optycznych) ten zakres częstotliwości nazywany był przerwą terahercową (terahertz gap). jest to stosunkowo nowa technologia i podlega dynamicznemu rozwojowi, a wachlarz jej zastosowań ulega ciągłemu rozszerzeniu. w badaniach nieniszczących technologia terahercowa używana jest do oceny stanu różnych struktur m.in. kompozytów dielektrycznych, powłok i materiałów piankowych [1÷3]. propagacja fali elektromagnetycznej zależna jest od współczynnika refrakcji n i dzięki temu następujące kategorie wad mogą być wykrywane za pomocą techniki thz: rozwarstwienia, puste przestrzenie, uszkodzenia wywołane czynnikiem mechanicznym lub cieplnym, korozja występująca pod farbą lub powłoką ochronną, lokalny brak kleju w połączeniach klejonych. zawartość włókien, ich 102 przegląd spawalnictwa 12/2013 orientacja i falistość, jak również grubość warstw kompozytów polimerowych mogą być również określane za pomocą impulsowego wzbudzenia i detekcji fal thz. na początku tej pracy zaprezentowano impulsowy, terahercowy system obrazowania. następnie przedstawiono wybrane wyniki testowania kompozytów ze wzmocnieniem w postaci włókien szklanych i bazaltowych (w tym próbki pochodzące z przemysłu jachtowego). na końcu znajdują się wnioski z przeprowadzonych badań oraz uwagi dotyczące zastosowania metody terahercowej do nieniszczącego badania materiałów kompozytowych. system obrazowania z zastosowaniem fa w zakresie terahercowym terahercowe systemy obrazowania wykorzystywać mogą wzbudzenie ciągłe (cw – continous wave) lub impulsowe (tds – spektroskopia w dziedzinie czasu – time domain spectroscopy). w drugim przypadku wady wykrywane są dzięki odbiciu impulsów terahercowych od granic i niejednorodności materiału (zmian przewodności elektrycznej i współczynnika refrakcji) [1]. metoda ta nadaje się do oceny materiałów warstwowych. każdy interfejs pomiędzy poszczególnymi warstwami powoduje odbicie padającego impulsu i tłumienie przechodzącego. różnice opóźnień propagowanych impulsów i ich echo (opóźnione odbicia od warstw) umożliwiają identyfikację grubości i wewnętrznego stanu konstrukcji. w wielu aspektach impulsowa metoda terahercowa podobna jest do metody ultradźwiękowej, co umożliwia adaptację algorytmów odwrotnych bardzo już zaawansowanych dla metod ultradźwiękowych. uproszczony schemat terahercowego systemu przedstawiono na rysunku 1. głównymi składnikami systemu są: ultraszybki laser (generujący impulsy o czasie trwania rzędu femtosekund), optyczna linia opóźniająca oraz para przetworników (nadajnik i odbiornik) sprzężonych z laserem poprzez światłowody. impulsy terahercowe są generowane i odbierane przez znajdujące się w przetwornikach anteny fotoprzewodzące pca (ang. photo-conductive antenna) [1]. schemat budowy takich anten przedstawiono na rysunku 2. główną część stanowi antena motylkowa z przerwą fotoprzewodzącą, która oświetlana jest przez bardzo krótkie impulsy z lasera. taki sposób pobudzenia i zastosowanie zewnętrznego napięcia polaryzującego powoduje impulsowy przepływ prądu przez ramiona anteny, który indukuje falę elektromagnetyczną o częstotliwościach terahercowych. otrzymane w ten sposób promieniowanie przechodzi przez półsferyczną soczewkę krzemową, a następnie jest skupiane na powierzchni materiału badanego przez soczewkę wykonaną z hdpe. rys. 1. system do terahercowych badań nieniszczących: a) uproszczony schemat, b) widok systemu w układzie odbiciowym ig. 1. a thz system for non-destructive testing: a) a simplified diagram, b) a view of the system in the reflection mode rys. 2. budowa urządzenia nadawczo-odbiorczego w technice terahercowej (anteny fotoprzewodzącej pca) ig. 2. construction of the transceiver in terahertz technology (photoconductive antenna pca) 103przegląd spawalnictwa 12/2013 yniki badań metodą terahercową kompozyt w szk anych z przemysł jachtowego kompozyty wzmocnione włóknem szklanym są najczęściej wykorzystywanymi kompozytami polimerowymi w przemyśle lotniczym, stoczniowym (szczególnie jachtowym) i w produkcji łopat turbin wiatrowych. zarówno defekty powstające w fazie produkcji, jak i eksploatacji możliwe są do wykrycia za pomocą metody terahercowej. przykładowe wyniki badań próbek pozyskanych z przemysłu jachtowego zostały przedstawione na rysunku 3. a) b) c) rys. 3. przykładowe rezultaty inspekcji próbek kompozytów ze wzmocnieniem szklanym pozyskanych z przemysłu jachtowego: a) uszkodzenie żelkotu wywołane uderzeniem, b) pusta przestrzeń pod powłoką żelową, c) określanie orientacji włókien wewnątrz materiału ig. 3. examples of the inspection results obtained for samples made of composites reinforced with glass fiber (from the yacht industry): a) gelcoat damage caused by impact, b) the empty space under the gelcoat, c) determination of the fibers orientation inside the material yniki badań metodą terahercową kompozyt w baza towych kompozyty wzmocnione włóknami bazaltowymi są stosunkowo nowymi materiałami, które są coraz częściej wykorzystywane w różnych gałęziach przemysłu, np. samochodowym, stoczniowym, lotniczym i szeroko pojętym budownictwie (izolacja cieplna i dźwiękowa, rurociągi, zbrojenia betonu, mostów i tuneli). przykładowe wyniki badań próbek z materiałów kompozytowych wzmocnionych włóknami bazaltowymi przedstawiono są rysunku 4. pomiary zostały wykonane w konfiguracji odbiciowej (nadajnik i odbiornik po tej samej stronie materiału). inspekcji poddano próbki (wykonane w instytucie polimerów, zut w szczecinie) składające się z sześciu warstw tkaniny włókna bazaltowego oraz żywicy poliestrowej (polimal 1094 awtp-1). badane próbki testowe zawierały sztuczne wady (wtrącenia). niektóre z nich poddawane były uderzeniom mechanicznym. rys. 4. przykładowe wyniki badań materiałów kompozytowych ze wzmocnieniem bazaltowym: a) wtrącenie pod pierwszą warstwą, b) defekt wywołany uderzeniem o energii 4j ig. 4. examples of the inspection results obtained for composite materials reinforced with basalt fiber: a) inclusion under the first layer, b) the defect caused by impact of energy 4j nioski uzyskane wyniki eksperymentów potwierdziły możliwość wykrycia różnorodnych defektów w materiałach kompozytowych, a tym samym przydatność metody terahercowej w zastosowaniach przemysłowych. głównymi ograniczeniami metody są: mała moc stosowanych źródeł, konieczność rastrowego skanowania badanych elementów oraz wysoka cena przyrządów pomiarowych. szybki rozwój technologii (zwłaszcza źródeł i detektorów, w tym terahercowych kamer) pozwoli wkrótce znacznie poszerzyć zakres zastosowań tej metody. literat ra [1] d. mittelman (ed.): sensing with terahertz radiation, berlin, 2010. [2] c. stoik, m. bohn, j. blackshire: nondestructive evaluation of aircraft composites using reflective terahertz time domain spectroscopy, ndt&e international 43 (2010), 106-115. [3] d. zimdars, j. a. valdmanis, j. s. white, g. stuk, s. williamson, w. p. winfree, e. i. madaras: technology and applications of terahertz imaging non-destructive examination: inspection of space shuttle sprayed on foam insulation, review of quantitative nondestructive evaluation vol. 24 (2005). 570-577. [4] p. lopato, t. chady: terahertz detection and identification of defects in layered polymer composites and composite coatings, nondestructive testing and evaluation, vol. 28, 1 (2013), 28-43. 201312_pspaw_cz3 125przegląd spawalnictwa 12/2013 maciej roskosz mateusz dedyk anna sołtysik badania eksperymentalne wpływu geometrii na sygnał diagnostyczny w metodzie magnetycznej pamięci metalu experimental studies of the impact of geometry   on the diagnostic signal in the metal magnetic   memory testing method r inż. aciej roskosz, mgr inż. ate sz edyk, inż. anna sołtysik – politechnika śląska. abstract the impact of geometry on the values of the residual magnetic field (rmf) strength vector components and on the values of their gradients was studied for 16mo3 steel samples. a good correlation was found between the rmf tangential component measured in the direction of principal stress and the values of pre-set loads. the sample geometry impact is visible but in terms of quantity it is slight compared to the changes in values induced by varying loads. however, the impact of the sample geometry on the value of gradients is significant. this impact must not be ignored while developing boundary values of evaluation criteria in the mmm testing method, whose methodology should therefore be improved and supplemented. streszczenie dla próbek ze stali 16mo3 badano wpływ geometrii na wartości składowych wektora natężenia własnego magnetycznego pola rozproszonego wmpr oraz na wartości ich gradientów. stwierdzono dobrą relację składowej stycznej wmpr mierzonej w kierunku działania naprężeń głównych z wartościami zadawanych obciążeń. widoczny jest wpływ geometrii próbek, lecz ilościowo jest on niewielki w stosunku do zmian wartości wywołanych obciążeniami. natomiast wpływ geometrii próbek na wartości gradientów jest znaczący. nie można tego wpływu pomijać przy opracowywaniu wartości granicznych kryteriów oceny w metodzie mpm, stąd też metodyka tej metody wymaga poprawy i uzupełnienia. st p i ce badań sygnałem diagnostycznym w metodzie magnetycznej pamięci metalu mpm są składowe wektora natężenia własnego magnetycznego pola rozproszonego wmpr (oraz ich gradienty) zmierzone na powierzchni badanego elementu [1]. wmpr elementu wynika z jego cech konstrukcyjnych (geometrycznej, tworzywowej i dynamicznej), historii eksploatacji i usytuowania w zewnętrznym polu magnetycznym [2]. cechy konstrukcyjne elementu decydują o tym, że na jego powierzchni, przy określonej orientacji w danym otoczeniu magnetycznym, powstaje unikatowy rozkład wmpr [3÷6]. obciążenia eksploatacyjne i będące ich skutkiem procesy zużycia wpływają na tworzywową i dynamiczną cechę konstrukcyjną, a przez to na zmianę rozkładu wmpr. obserwacja i analiza tych zmian, połączona z oceną stopnia wytężenia i/lub stopnia zużycia, umożliwia opracowanie ilościowych kryteriów oceny stanu technicznego elementu [3÷6]. w niniejszym opracowaniu, dla określonego wytężenia, analizowano wpływ cechy geometrycznej elementu na wartości składowych wmpr i ich gradientów. analiza ta będzie etapem opracowania ogólnej metodyki 126 przegląd spawalnictwa 12/2013 określania ilościowych kryteriów oceny opartych na wmpr jako sygnale diagnostycznym. kryteria te mogą znaleźć zastosowanie zarówno w badaniach metodą mpm jak i również w monitorowaniu stanu konstrukcji stalowych [3÷7]. etodyka badań badano próbki płytowe ze stali 16mo3, których geometrię pokazano na rysunku 1. próbki, przy jednakowej długości całkowitej (550 mm) i jednakowej długości przewężenia (80 mm) oraz stałym wymiarze ich szerszych części a = 50 mm, różniły się wymiarem szerokości przewężenia b. badano trzy grupy próbek o wymiarze b wynoszącym odpowiednio 20, 30 i 40 mm. próbki były obciążane za pomocą maszyny wytrzymałościowej galdabini sun 10p. po osiągnięciu zadanych obciążeń próbki były odciążane i badane poza maszyną. obciążenie dobierano tak, by w przewężeniu próbki występowały jednakowe wartości naprężeń rozciągających dla poszczególnych grup próbek. umożliwia to porównanie rozkładów składowych wmpr na linii pomiarowej, przy takim samym poziomie naprężeń w przewężeniu, dla różnych grup próbek. do badań wykorzystywano magnetometr tsc-1m-4 z głowicą pomiarową tsc-2m dostarczony przez energodiagnostika co. ltd moscow. mierzono dwie składowe wmpr na powierzchni próbki (rys. 1): – ht,y – składowa styczna mierzona w kierunku równoległym do kierunku zadawanego obciążenia, – hn,z – składowa normalna. yniki badań na rysunku 2 przedstawiono przykładowe, reprezentatywne rozkłady składowych wmpr na linii pomiarowej próbek, różniących się geometrią przewężenia (różne wartości wymiaru b z rysunku 1). na rysunkach 2a i 2b pokazano zmierzone po odciążeniu, rozkłady składowych wmpr po wywołaniu w węższej części próbki naprężeń rozciągających σ = 50 mpa. widoczna jest zmiana rozkładów składowych wmpr w stosunku do stanu początkowego. rys. 1. próbka do badań ig. 1. experimental sample w każdej z próbek wyraźnie zaznacza się zróżnicowanie naprężeń pomiędzy przewężeniem a pozostałą częścią próbki. analizując rozkłady składowej stycznej ht,y (rys. 2a), dla tego samego poziomu naprężenia w przewężeniu, występują różnice jej wartości. pomijając wpływ innych czynników (niejednorodności struktury, anizotropii, pojawiających się naprężeń resztkowych), można założyć, że zróżnicowanie to jest głównie wynikiem wpływu geometrii próbek. może ono wynikać również z wartości naprężeń występujących w pozostałej części próbki. dla σ = 50 mpa w przewężeniu, w szerszych częściach próbek występują następujące naprężenia: a) b = 20 mm – σ = 20 mpa, b) b = 30 mm – σ = 30 mpa, c) b = 40 mm – σ = 40 mpa. na rysunku 2a widać, że najmniejszym naprężeniom odpowiadają najmniejsze zmiany wartości składowej stycznej ht,y w stosunku do wartości początkowych. widać również, że wpływ naprężeń na wartości składowej stycznej ht,y jest silnie nieliniowy. naprężenia te wpływają na zmiany trendu składowej normalnej hn,z (rys. 2b) na linii pomiarowej. jej wartości nie nadają się jednak do oceny stanu wytężenia, ponieważ przykładowo, dla próbki o szerokości b = 20 mm, w obszarze przewężenia przyjmuje ona wartości od –160 do –10 a/m. natomiast można stwierdzić, że im większe naprężenia, tym większy gradient zmian składowej normalnej hn,z. rysunki 2c i 2d przedstawiają, zmierzone po odciążeniu, rozkłady składowych wmpr po wywołaniu w węższej części próbki naprężeń rozciągających (σ = 375 mpa) wyższych od granicy plastyczności i wywołujących znaczne odkształcenia plastyczne. w tym przypadku wpływ geometrii próbek jest wyraźnie widoczny w rozkładach obydwu analizowanych składowych wmpr. w próbkach o największym zróżnicowaniu przekrojów występują największe zmiany wmpr, a wraz ze zmniejszaniem się tej różnicy zmiany wmpr maleją. trend zmian, który zarysował się w początkowej fazie obciążania, pozostaje niezmieniony. pojawia sie pytanie: który z czynników wpływu, naprężenia czy geometria, jest dominujący w zmianach wartości składowej stycznej ht,y. aby odpowiedzieć na to pytanie przeanalizowano zmiany średnich wartości składowej stycznej ht,y na odcinku od 90 do 110 mm linii pomiarowej w zależności od zadanego wcześniej obciążenia. zależność średnich wartości składowej stycznej ht,y od naprężeń pokazano na rysunku 3. 127przegląd spawalnictwa 12/2013 a) b) c) d) rys. 2. rozkłady składowych wmpr na linii pomiarowej dla dwóch poziomów naprężeń rozciągających – pomiar po odciążeniu: a) σ = 50 mpa, składowa styczna ht,y, b) σ = 50 mpa, składowa normalna hn,z, c) σ = 375 mpa, składowa styczna ht,y, d) σ = 375 mpa, składowa normalna hn,z ig. 2. distributions of the rmf components on the measurement line for two levels of tensile stress – measurement after unloading: a) σ = 50 mpa, tangential component ht,y, b) σ = 50 mpa, normal component hn,z, c) σ = 375 mpa, tangential component ht,y, d) σ = 375 mpa, normal component hn,z widać, że w analizowanych przypadkach dominuje wpływ naprężeń, choć wpływ geometrii też jest widoczny. ilościowe kryteria oceny w metodzie mpm są oparte na gradientach składowych wmpr. w [8, 9] wykazano błędy i niejasności w metodyce mpm [10, 11] związane ze stosowanym do oceny stanu materiału indeksem magnetycznym (będącym stosunkiem lokalnego maksimum gradientu do wartości średniej w badanym elemencie) oraz sposobem określania jego wartości granicznych. w normie [10] mowa jest tylko o „specjalnej procedurze” wyznaczania wartości granicznych indeksu magnetycznego, a z kolei w opracowaniu [11] wiąże się wartość graniczną z właściwościami wytrzymałościowymi – tworzywową cechą konstrukcyjną, pomijając zupełnie wpływ pozostałych (geometrycznej i dynamicznej). stąd też szczególnie interesującym zagadnieniem jest wpływ geometrii elementu na wartości gradientów dla różnych stanów wytężenia. na rysunkach 4a i 4b oraz 5a i 5b pokazano wpływ naprężeń i geometrii na wartości maksymalne gradientów składowych wmpr, które występują w strefach zmiany przekroju (rys. 4a i 4b) oraz na wartości średnie gradientów składowych wmpr wyznaczone dla obszaru o stałym przekroju na odcinku pomiędzy 90. a 110. punktem na linii pomiarowej próbki (rys. 5a i 5b). na rysunkach tych wpływ geometrii na gradienty jest wyraźnie widoczny, zarówno w ujęciu ilościowym, jak i jakościowym. zamieszczone na rysunkach linie trendu pokazują, że geometria może nawet wpływać na zmiany gradientów. szczególnie widoczne jest to na rysunku 5b, gdzie w zakresie naprężeń od 0 do 300 mpa dla b = 20 mm występuje trend wzrostowy, a dla próbek o wymiarze b równym 30 i 40 mm wartości gradientów najpierw wzrastają, a po przekroczeniu 200 mpa maleją. ilościowo rzecz ujmując, im większy jest stosunek przekrojów, tym większe są wartości gradientów średnich i maksymalnych. rys. 3. zależność średnich wartości składowej stycznej ht,y od naprężeń rozciągających – pomiar po odciążeniu ig. 3. dependence of the average values of tangential component ht,y on tensile stress – measurement after unloading 128 przegląd spawalnictwa 12/2013 a) b) rys. 4. zależność maksymalnych wartości gradientów składowych wmpr od naprężeń rozciągających – pomiar po odciążeniu: a) gradient maksymalny składowej stycznej ht,y, b) gradient maksymalny składowej normalnej hn,z ig. 4. dependence of the maximum values of gradients of the rmf components on tensile stress – measurement after unloading: a) maximum gradient of the tangential component ht,y, b) maximum gradient of the normal component hn,z a) b) rys. 5. zależność średnich wartości gradientów składowych wmpr od naprężeń rozciągających – pomiar po odciążeniu: a) gradient średni składowej stycznej ht,y, b) gradient średni składowej normalnej hn,z ig. 5. dependence of the average values of gradients of the rmf components on tensile stress – measurement after unloading: a) average gradient of the tangential component ht,y, b) average gradient of the normal component hn,z pods mowanie przedstawiono wyniki badań wpływu geometrii na wmpr próbek wykonanych ze stali 16mo3. analizowano zmiany wartości składowych wmpr oraz ich gradientów dla różnych poziomów wytężenia materiału. jeśli chodzi o wartości składowych wmpr, to relację z zadanymi obciążeniami można opracować dla składowej stycznej. w relacji tej dominuje wpływ historii obciążenia – naprężeń, choć wpływ geometrii też jest widoczny. pomiar składowej stycznej zgodnie z kierunkiem działania naprężeń głównych można wykorzystać do celów monitoringu stanu wytężenia konstrukcji wykonanych ze stali ferromagnetycznych. wpływ geometrii próbek na wartości gradientów średnich i maksymalnych jest znaczący. nie można go pomijać przy opracowywaniu wartości granicznych kryteriów oceny w metodzie mpm, stąd też metodyka tej metody wymaga poprawy i uzupełnienia. 129przegląd spawalnictwa 12/2013 literat ra [1] deputat j.: podstawy metody magnetycznej pamięci metalu. dozór techniczny 5/2002 s. 97-105. [2] dietrych j.: system i konstrukcja, wydawnictwa naukowotechniczne, warszawa 1978. [3] roskosz m.: kryteria oceny w metodzie magnetycznej pamięci metalu, przegląd spawalnictwa 13/2012 s. 31-34. [4] roskosz m.,bieniek m.: analysis of the universality of the residual stress evaluation method based on residual magnetic field measurements, ndt&e international 54 (2013) 63–68, http://dx.doi.org/10.1016/j.ndteint.2012.12.004. [5] roskosz m.: wpływ naprężeń czynnych i resztkowych na własne pole magnetyczne ferromagnetyków, przegląd spawalnictwa 13/2011 s. 46-49. [6] roskosz m., bieniek m.: evaluation of residual stress in ferromagnetic steels based on residual magnetic field measurements ndt&e international 45 (2012) 55–62, doi:10.1016/j. ndteint.2011.09.007. [7] iwaniec m., witoś m., roskosz m., gontarz s.: diagnozowanie konstrukcji wsporczych linii wn z wykorzystaniem efektów magneto-mechanicznych, 4 konferencja naukowotechniczna „diagnostyka materiałów i urządzeń technicznych”, gdańsk 2012 [8] roskosz m., bieniek m.: analysis of the methodology of the assessment of the technical state of a component in the method of metal magnetic memory testing, proceedings defektoskopie 2010/ nde for safety, p.229-236. [9] augustyniak m., roskosz m. hierarchia czynników wpływu w diagnostyce metodą statycznego pola rozproszonego, 41 krajowa konferencja badań nieniszczących, toruń 2012. [10] pn-iso 24497-1, 2, ,3 badania nieniszczące – magnetyczna pamięć metalu -część 1: słownictwo, część 2: wymagania ogólne, część 3: kontrola złączy spawanych. [11] własow w.t., dubow a.a: ocena poziomu naprężeń w strefach ich koncentracji według metody magnetycznej pamięci metalu. xiv seminarium nieniszczące badania materiałów, zakopane 2008. podzi kowanie przedstawione w artykule wyniki zostały uzyskane w badaniach współfinansowanych przez narodowe centrum badań i rozwoju w ramach umowy sp/e/1/67484/10 – strategiczny program badawczy – zaawansowane technologie pozyskiwania energii: opracowanie technologii dla wysokosprawnych „zero-emisyjnych” bloków węglowych zintegrowanych z wychwytem co2 ze spalin. imię i nazwisko kontakt do osoby zamawiającej: adres nip amawiam artyk ły nr zeszyt ..........., rok ............., strony ..................... nr zeszyt ..........., rok ............., strony ..................... nr zeszyt ..........., rok ............., strony ..................... cena 1 artykułu z numeru archiwalnego w wersji elektronicznej: 21 zł (w tym 5% vat) r r r r r r r r pspaw@ps.pl płaty na eży dokona na rach nek bankowy bank bph s.a. oddział w warszawie 45 1060 0076 0000 3200 0043 1836 artyk ły wysyłane są drogą e ektroniczną w ciąg 2 dni od otrzymania zam wienia. r akc a przeg ąd spawa nictwa a si p ul. świętokrzyska 14a, 00-050 warszawa tel.: 22 827 25 42, faks: 22 336 14 79 podpis firma n n oświadczam, że jestem podatnikiem vat i upoważniam firmę do wystawienia faktury bez podpisu adres e-mail przeg ąd spawa nictwa www.pspaw.pl pspaw@ps.pl ps 02 2018 www.pdf 10 przegląd  spawalnictwa vol. 90 2/2018 ocena wyników badań złączy spawanych   techniką phased array wg pn-en iso 19285  evaluation of phased array test results of welded joints according to pn-en iso 19285 mgr inż. rafał kaczmarek – politechnika częstochowska, dr inż. karol kaczmarek – instytut spawalnictwa. autor korespondencyjny/corresponding author: rafal.kaczmarek133@gmail.com streszczenie w pracy przedstawiono sposób oceny wskazań wykrytych w badaniach złączy spawanych techniką phased array na podstawie pn-en iso 19285. przedstawiono ocenę i klasyfikację wskazań bazującą na długości i wysokości, którą uzupełniono licznymi przykładami. omówiono również ocenę bazującą na długości i amplitudzie wskazań oraz przedyskutowano zasadność stosowania tego wariantu oceny. artykuł kierowany jest do personelu badań nieniszczących oraz personelu spawalniczego, zainteresowanego tematyką nowoczesnych technik badań ultradźwiękowych. słowa kluczowe: badania nieniszczące; badania ultradźwiękowe spoin; technika phased array abstract the paper presents a method of evaluating indications detected in the studies of welded joints using the phased array technique based on pn-en iso 19285. the evaluation and classification of indications based on their length and height, which was supplemented with numerous examples, was presented. an assessment based on the length and amplitude of the indications was discussed and the validity of the use of this evaluation variant was discussed. the article is addressed to non-destructive testing and welding personnel interested in the subject of advanced ultrasonic testing techniques. keywords: nondestructive testing; ultrasonic testing of welds; phased array technique wstęp badania złączy spawanych ultradźwiękową techniką phased array zostały znormalizowane zarówno w aspekcie wykonawstwa, jak i oceny wyników badań. zasady stosowania badań phased array w odniesieniu do złączy spawanych o grubości równej lub większej od 6 mm opisano w pn-en iso 13588 wydanej w 2013 r. [2,5]. jednakże mimo upływu kilku lat od wprowadzenia tejże normy, stopień wdrożenia badań phased array do polskiego przemysłu jest niewielki w stosunku do zalet i możliwości badawczych, jakie stwarza ta technika badań ultradźwiękowych. od wielu lat zauważalny jest wzrost stosowania konwencjonalnych badań ultradźwiękowych, jednakże nie towarzyszył mu dotychczas analogiczny wzrost stosowania badań phased array, mimo że mogą one z powodzeniem zastąpić je w większości zastosowań dotyczących badania złączy spawanych. rezygnacja z badań konwencjonalnych na rzecz techniki phased array nie tylko zwiększa prawdopodobieństwo wykrycia nieciągłości, ale również zwiększa wiarygodność badania, między innymi dzięki zapisowi „surowych” wyników badań, jakimi są pliki danych z defektoskopu. stanowią one obiektywny obraz wskazań uzyskanych w badanym złączu spawanym, zawierający zarówno wskazania istotne (pochodzące od nieciągłości), rafał kaczmarek, karol kaczmarek przeglad welding technology review jak i wskazania pochodzące od geometrii badanego złącza [1]. obserwacja wskazań na graficznych zobrazowaniach daje znacznie większe możliwości szybkiej i poprawnej identyfikacji i klasyfikacji wskazań fałszywych, których interpretacja jest największym problemem w badaniach konwencjonalnych. ponadto, dzięki zapisowi wszystkich danych możliwa jest wielokrotna weryfikacja poprawności wyników kontroli badanego złącza, bez potrzeby powtórnego wykonania badań. istnieje wiele czynników wpływających na dotychczasowy niewielki wzrost zastosowań techniki phased array w polsce. są nimi między innymi duża złożoność systemów badań i związane z tym znacznie większe wymagania w zakresie kompetencji niezbędnych do prawidłowego zaplanowania strategii badań oraz dokonania ustawień i kalibracji systemu, które to czynności zgodnie z pn-en iso 13588 muszą być wykonywane na podstawie pisemnej procedury badania, a ich skuteczności musi być weryfikowana przy pomocy specjalnie wykonanych próbek odniesienia. ponadto dużym ograniczeniem, zwłaszcza dla mniejszych laboratoriów, były dotychczas koszty wyposażenia do badań phased array, kilkukrotnie przekraczające ceny zestawów do badań konwencjonalnych. doi: http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v90i2 .854 11przegląd  spawalnictwa vol. 90 2/2018 jednak kluczowym czynnikiem ograniczającym szybkość procesu wdrażania techniki phased array jest z pewnością niewystarczająca znajomość tej techniki w środowisku personelu ndt, spawalników, inspektorów nadzoru czy klientów laboratoriów badawczych. naturalnym jest, iż znacznie chętniej są stosowane metody dobrze znane i ugruntowane w przemyśle, takie jak badania radiograficzne czy konwencjonalne badania ultradźwiękowe. w przypadku chęci zastąpienia ich innowacyjnymi technikami badań często występuje duża nieufność w stosunku do nowej, skomplikowanej techniki badawczej, dotychczas rzadko stosowanej w polskim przemyśle. fakt ten pogłębiał brak przepisów normatywnych regulujących kwestię poziomów akceptacji dla złączy spawanych, który wymuszał opracowanie i przyjęcie, na podstawie uzgodnienia między stronami umowy, kryteriów akceptacji dla danego zadania badawczego. nie zawsze jednak strony umowy były skłonne do zaakceptowania tego rozwiązania. z tego względu ukazanie się w drugiej połowie 2017 roku pn-en iso 19285 dotyczącej kryteriów oceny znacznie ułatwiło proces wdrażania badań phased array [6]. norma ta odnosi się do oceny wskazań sklasyfikowanych zgodnie z pn-en iso 13588 i wprowadza poziomy akceptacji dedykowane dla odpowiednich poziomów jakości złączy spawanych. zaproponowane poziomy akceptacji i ich korelacja z odpowiednimi poziomami jakości została także uwzględniona w najnowszym wydaniu pn-en iso 17635. w pracy przedstawiono sposoby oceny wskazań wykrytych w badaniach złączy spawanych techniką phased array na podstawie pn-en iso 19285. ma ona na celu zapoznanie czytelników z oceną wskazań zaproponowaną w wyżej wymienionej normie międzynarodowej i tym samym, ułatwienie procesu wdrażania badań phased array do kontroli jakości złączy spawanych. poziomy akceptacji wg pn-en iso 19285 w normie pn-en iso 19285 określono trzy poziomy akceptacji. korelacje między poziomami jakości, poziomami badania i poziomami akceptacji przedstawiono w tablicy i. dla poziomów akceptacji 2 i 3 może być stosowany jeden z dwóch, równorzędnych sposobów oceny wskazań: – na podstawie długości i wysokości wskazań, – na podstawie długości i amplitudy wskazań. pierwszy sposób, oparty na długości i wysokości wskazań, jest analogiczny do oceny stosowanej w badaniach techniką tofd na podstawie pn-en iso 15626 [7]. polega on na pomiarze i porównaniu wysokości wykrytych wskazań z wymiarem dopuszczalnym, a następnie na określeniu skumulowanej długości wskazań akceptowalnych, a także sumy wskazań punktowych na określonym odcinku złącza. w przypadku drugiego sposobu, opartego na długości i maksymalnej amplitudzie wskazań, ocena jest analogiczna do tej, która jest stosowana w konwencjonalnych badaniach ultradźwiękowych na podstawie pn-en iso 11666 [8]. w pierwszym kroku amplitudy poszczególnych wskazań przyrównywane są do dopuszczalnej wartości granicznej (w decybelach), których wartość jest uzależniona od długości wskazania. w kolejnym etapie obliczana jest skumulowana długość wskazań akceptowalnych na określonym odcinku złącza, która nie może przekroczyć dopuszczalnej wartości granicznej. poniżej szczegółowo przedstawiono obydwa sposoby oceny wskazań. kryteria akceptacji  bazujące na długości i wysokości w przypadku stosowania kryteriów wymiarowych po identyfikacji wskazań istotnych pierwszym etapem oceny jest ich klasyfikacja, mająca wspólne elementy z klasyfikacją stosowaną w badaniach tofd [4]. wskazania powinny być sklasyfikowane jako: – wskazanie wychodzące na powierzchnię, – wskazanie wewnętrzne, – wskazanie punktowe. wskazania wewnętrzne oraz wychodzące na powierzchnię są wymiarowane przy pomocy kursorów pomiarowych. zgodnie z pn-en iso 19285 wysokość wskazania powinna być wymiarowana przy pomocy sygnałów dyfrakcyjnych, jeśli takowe występują. przykład wymiarowania wysokości pęknięcia z użyciem sygnałów dyfrakcyjnych pokazano na rysunku 1. jeśli wysokość nie może zostać zmierzona przy użyciu sygnałów dyfrakcyjnych, wówczas powinna ona zostać wyznaczona „w oparciu o amplitudę z użyciem poziomu odniesienia jak opisano w iso 11666” [6]. stwierdzenie to sugeruje użycie techniki ustalonego poziomu amplitudy w stosunku do poziomu oceny, służącego do wymiarowania długości wskazań. jednakże norma pozostawia możliwość użycia innych technik wymiarowania, np. spadku 6 db. rozwiązanie to wydaje się korzystniejsze z punktu widzenia dokładności wymiarowania wysokości wskazań, gdyż jest powiązane z maksymalną amplitudą wskazania, a błąd wynikający z szerokości wiązki dla mocno zogniskowanych głowic phased array jest niewielki. ponadto, w większości dotychczasowych zastosowań techniki phased array na świecie stosowana jest technika spadku 6 db. przykład wymiarowania wskazania niewykazującego sygnałów dyfrakcyjnych pokazano na rysunku 2. kolejnym etapem wymiarowania wskazań jest określenie ich długości. w punkcie 7.2 pn-en iso 19285 czytamy: „długość wskazania powinna być zmierzona jak opisano w iso 11666, z użyciem wiązki, która zapewnia maksymalną amplitudę”. jest to więc ponowne odniesienie do techniki ustalonego poziomu amplitudy, która jest rekomendowana w iso 11666 do wymiarowania długości wskazań. polega ona na pomiarze odcinka, na którym amplituda wskazania osiąga lub przekracza ustalony poziom oceny. zatem nasuwa się pytanie, czy zapis ten wskazuje tylko na technikę wymiarowania, czy także nakazuje użycie poziomu oceny takiego, jaki został określony w iso 11666? zdaniem autorów, druga interpretacja jest niewłaściwa, gdyż staje w sprzeczności z nakazem wymiarowania wysokości przy użyciu sygnałów dyfrakcyjnych. sygnały te mają znacznie niższą amplitudę od sygnałów odbitych kierunkowo od nieciągłości, stąd też ich amplituda często spada poniżej poziomu oceny tablica i. poziomy akceptacji dla techniki phased array table i. acceptance levels for the phased array technique poziom jakości   zgodnie z iso 5817 poziom   badania zgodnie   z iso 13588 poziom   akceptacji c, d a 3 b b 2 według uzgodnienia c 1 zastosowania specjalne d według uzgodnienia kryteria akceptacji dla poziomu akceptacji 1 są określone wyłącznie dla oceny bazującej na długości i wysokości 12 przegląd  spawalnictwa vol. 90 2/2018 opisanego w iso 11666 (np. h0 – 14 db dla techniki 1 nastawiania poziomu odniesienia, gdzie h0 oznacza poziom odniesienia w postaci krzywej dac od otworu cylindrycznego o średnicy 3 mm). prowadziłoby to do wyznaczenia wysokości wskazania przy pomocy sygnałów dyfrakcyjnych, którego długość wynosiłaby jednak zero ze względu na niewielką amplitudę tychże sygnałów, niższą od przyjętego poziomu oceny. ponadto narzucenie poziomu oceny z badań konwencjonalnych jednocześnie eliminuje możliwość oceny wskazań od gniazd pęcherzy, które są wyraźnie widoczne na zobrazowaniach phased array, a których amplituda ze względu na duże rozproszenie wiązki jest zazwyczaj kilka decybeli poniżej poziomu oceny z badań konwencjonalnych. adekwatny przykład pokazano na rysunku 3 przedstawiającym zobrazowanie typu s z miejsca występowania gniazda pęcherzy. maksymalna amplituda wskazania wynosi h0 – 15,7 db, podczas gdy poziom oceny zgodny z iso 11666 to h0 – 14 db. w przypadku przyjęcia poziomu oceny h0 – 14 db, wskazanie to nie będzie oceniane, pomimo że jest doskonale widoczne na zobrazowaniu. należy nadmienić, że w badaniach rt to gniazdo pęcherzy jest nieakceptowane. stąd też, przyjęcie poziomu oceny z badań konwencjonalnych w technice phased array nie powinno być stosowane, gdyż eliminuje możliwość oceny niektórych wskazań skutecznie wykrytych tą techniką badań (np. gniazda pęcherzy czy nieciągłości płaskie prostopadłe do powierzchni wykazujące wyłącznie sygnały dyfrakcyjne o niskiej amplitudzie z wierzchołków nieciągłości itd.). z powyższych rozważań wynika, iż niniejszy zapis normy odwołujący się do iso 11666 jest nieprecyzyjny i w kolejnych wydaniach powinien zostać uściślony, aby nie budził w przyszłości wątpliwości co do jego interpretacji. w przypadku, gdy wskazania są zlokalizowane w niedalekiej odległości od siebie mogą podlegać grupowaniu. następuje ono, gdy są spełnione jednocześnie dwa warunki: – odległość pomiędzy dwoma indywidualnymi wskazaniami wzdłuż złącza jest mniejsza niż długość dłuższego ze wskazań, – odległość pomiędzy dwoma indywidualnymi wskazaniami w kierunku grubości złącza ma wartość mniejszą niż wysokość wyższego ze wskazań. długość tak utworzonej grupy nie może służyć do dalszego grupowania. grupowaniu nie podlegają wskazania punktowe. warto zauważyć, że powyższy sposób grupowania został zaczerpnięty wprost z normy iso 15626 dotyczącej oceny wskazań w tofd. stąd też nie występuje w nim trzeci warunek grupowania, odnoszący się do odległości pomiędzy wskazaniami w kierunku szerokości spoiny (tzn. w kierunku osi y). jest to niezrozumiałe, gdyż – w przeciwieństwie do tofd – w przypadku techniki phased array możliwe jest wyznaczenie lokalizacji wskazań w tymże kierunku. z tego względu nieuzasadnione jest grupowanie dwóch wskazań, któ rych odległość w kierunku szerokości spoiny wynosi kilkanaście lub kilkadziesiąt milimetrów (np. wskazania od niewielkich nieciągłości, usytuowane na dwóch, przeciwległych ściankach rowka spawalniczego w złączu o dużej grubości). z kolei zgodnie z amplitudowymi kryteriami akceptacji zawartymi w pn-en iso 19285 i omówionymi w dalszej części artykułu, wskazania takie nie są grupowane. po wyznaczeniu długości i wysokości wskazań (lub grupy wskazań) oraz określeniu ich klasyfikacji (wychodzące na powierzchnię, wewnętrzne) następuje przyrównanie uzyskanych wartości z wartościami granicznymi dla danego poziomu akceptacji. w tablicy ii zawarto wymiarowe kryteria akceptacji dla poziomu akceptacji 2 wymaganego dla poziomu jakości b. o akceptacji wskazania decyduje wysokość, długość i rodzaj wskazania. jak widzimy, zgodnie z regułami mechaniki pękania bardziej rygorystycznie traktowane są wskazania o większej długości oraz wychodzące na powierzchnię. na przykład, dla grubości złącza równej 16 mm wskazania wewnętrzne o długości nieprzekraczającej 16 mm są akceptowalne do wysokości 4 mm, natomiast wychodzące na powierzchnię do 2 mm. wskazania o długości powyżej 16 mm są akceptowalne jedynie do wysokości 1 mm (zarówno wewnętrzne, jak i wychodzące na powierzchnię). jeżeli wszystkie wykryte wskazania są akceptowalne, wówczas dokonuje się wyznaczenia skumulowanej długości wszystkich indywidualnie akceptowalnych wskazań na określonym odcinku złącza (nie wlicza się wskazań punktowych). długość odcinka, na którym należy zsumować wskazania, zależy od grubości złącza. na przykład, dla grubości t ≤ 50 mm jego długość wynosi 12t. skumulowana długość wskazań na tak wyznaczonym odcinku nie może przekroczyć granicznej wartości, określonej dla danego poziomu akceptacji. (na przykład dla zakresu grubości t ≤ 50 mm i poziomu rys. 1. wymiarowanie wysokości h wskazania od pęknięcia usytuowanego w strefie wpływu ciepła złącza o grubości 12 mm przy użyciu sygnałów dyfrakcyjnych fig. 1. dimensioning of the height h of the indication from the crack located in the heat affected zone of the joint with a thickness of 12 mm using diffraction signals rys.  2.  wymiarowanie spadkiem 6 db wysokości h wskazania od przyklejenia brzegowego w złączu spawanym o grubości 12 mm fig. 2. dimensioning with 6 db drop in the height h of the indication from edge sticking in a 12 mm thick welded joint rys.  3.  przykład dużego gniazda pęcherzy w złączu spawanym o grubości 15 mm o maksymalnej amplitudzie h0 – 15,7 db fig. 3. an example of a large localized porosity in a 15 mm thick welded joint with a maximum amplitude of h0 – 15,7 db 13przegląd  spawalnictwa vol. 90 2/2018 akceptacji 2 wartość ta wynosi 4t). w przypadku złącza o grubości t = 16 mm, dla którego wymagany jest poziom akceptacji 2, dopuszczalna skumulowana długość wszystkich indywidualnie akceptowalnych wskazań na odcinku o długości 192 mm wynosi 64 mm. ostatnim etapem oceny jest obliczenie ilości wskazań punktowych na odcinku o długości 150 mm (dla wszystkich grubości). ilość wskazań punktowych nie może przekroczyć wartości 1,2t. tak więc, dla złącza o grubości t = 16 mm na od cinku o długości 150 mm może występować maksymalnie 20 wskazań punktowych. wskazania punktowe w pn-en iso 19285 są zdefiniowane jako wskazania nieposiadające znaczącego rozmiaru w żadnym z kierunków. z tego względu w procedurze badania powinny zostać zawarte precyzyjne wytyczne określające zasady klasyfikacji wskazań punktowych. powinny uwzględniać one szerokość wiązki ultradźwiękowej w kierunku długości i grubości badanego złącza, wynikającą z częstotliwości, wymiaru apertury, zastosowanego ogniskowania oraz odległości głowicy od osi spoiny. w procedurze badania powinien zostać również określony poziom rejestracji dotyczący wskazań punktowych. kryteria akceptacji  bazujące na długości i amplitudzie drugi, równorzędny sposób oceny wskazań zaproponowany w pn-en iso 19285 jest zaczerpnięty z normy iso 11666, dotyczącej oceny w konwencjonalnych badaniach ultradźwiękowych. z tego względu o akceptowalności poszczególnych wskazań (lub grupy wskazań) decydują wyłącznie długość i maksymalna amplituda, a w dalszym etapie o akceptowalności całego złącza decyduje skumulowana długość wskazań akceptowalnych na określonym odcinku złącza. w tym przypadku nie występuje więc klasyfikacja wskazań, w której dokonuje się rozróżnienia na wskazania wychodzące na powierzchnię, wewnętrzne czy punktowe, jak miało to miejsce w przypadku wymiarowych kryteriów akceptacji. kryteria amplitudowe opisano wyłącznie dla poziomów akceptacji 2 i 3, ponadto mogą być one stosowane wyłącznie w zakresie grubości 8 mm ≤ t < 100 mm. długość wskazań jest określana poprzez pomiar odcinka wzdłuż spoiny, na którym amplituda wskazania utrzymuje się powyżej poziomu oceny, z zastosowaniem techniki ustalonego poziomu amplitudy, opisanej w załączniku b normy iso 19285. ponieważ poziomy odniesienia oraz poziomy oceny są tożsame z tymi, które są stosowane w badaniach konwencjonalnych, z tego względu nasuwają się tutaj te same wątpliwości, które opisano przy omawianiu pomiaru długości wskazań przy kryteriach wymiarowych. duża część wskazań reprezentowana przez sygnały dyfrakcyjne lub sygnały odbite rozproszone (np. od gniazd pęcherzy), wykazuje amplitudę poniżej narzuconego poziomu oceny. stąd też mogą być one wyraźnie widoczne na zobrazowaniach phased array, a mimo to nie będą oceniane z powodu niewielkiej amplitudy wskazań. takowy sposób oceny prowadzi więc do niewykorzystania potencjału badań phased array. norma w odniesieniu do wyznaczania długości wskazań w przypadku stosowania kryteriów amplitudowych pozostawia możliwość zastosowania alternatywnych technik wymiarowania, jeśli takie zostały określone. prócz wyznaczenia długości wskazania należy także określić jego amplitudę w stosunku do poziomu odniesienia, nastawionego przy użyciu jednej z czterech technik (1 – otwory poprzeczne, 2 – otwory płaskodenne, 3 – rowek prostokątny, 4 – otwór płaskodenny dla techniki tandem). po wyznaczeniu długości i maksymalnej amplitudy wskazań wyznaczona wartość amplitudy zostaje przyrównana do poziomów rejestracji oraz poziomów akceptacji zgodnie z tabelą a1 zamieszczoną w aneksie a pn-en iso 19285. przyjęte poziomy rejestracji i akceptacji są tożsame z zaproponowanymi w iso 11666 dla badań konwencjonalnych. dla złączy o grubości 8 mm ≤ t < 15 mm wskazania są podzielone na dwie grupy, uzależnione od ich długości l (l ≤ t oraz l > t). w przypadku złączy o grubości 15 mm ≤ t < 100 mm wskazania są podzielone na trzy grupy (l ≤ 0,5t, 0,5t < l ≤ t, l > t). o akceptowalności poszczególnych wskazań decyduje dopuszczalny poziom amplitudy przyjęty dla danej grupy wskazań. zostanie on przedstawiony na przykładzie poziomu akceptacji 2, techniki 1 nastawiania poziomu odniesienia i zakresu grubości 15 mm ≤ t < 100 mm. wskazania o długości l ≤ 0,5t są akceptowalne do amplitudy równej h0, wskazania o długości 0,5t < l ≤ t są akceptowalne do amplitudy równej h0 – 6 db, natomiast wskazania o długości l > t są akceptowalne do amplitudy równej h0 – 10 db. wszystkie wskazania akceptowalne, których amplituda przekracza poziomy rejestracji a długość jest większa od wartości granicznej (tzn. t dla zakresu grubości 8 mm ≤ t < 15 mm oraz t/2 lub 20 mm dla grubości t ≥ 15 mm) powinny zostać poddane dalszym badaniom, z użyciem innego kąta padania wiązki lub techniki tandem. wymaganie to, zaczerpnięte bezpośrednio z normy iso 11666, jest bardzo kłopotliwe w przypadku badań automatycznych, w któ rych ocena wskazań następuje niezależnie od skanowania złączy. powoduje to potrzebę powrotu na miejsce wykonywania badań, ponownego zamontowania sprzętu (np. na rurociągu) i powtórnego badania złączy przy zastosowaniu alternatywnego planu skanowania (tzw. scan plan, gwarantujący inne kąty padania wiązki na wykryte wcześniej wskazanie). z tego względu znacznie wygodniejszym i bardziej skutecznym sposobem wykonania badania uzupełniającego byłoby zastosowanie manualnych badań phased array na danym odcinku złącza, które umożliwiałoby uzyskanie maksymalnej amplitudy wskazania. niestety tego rodzaju badanie nie zostało opisane w żadnej z norm en lub iso, tablica ii. kryteria akceptacji dla poziomu akceptacji 2 table ii. acceptance criteria for acceptance level 2 zakres grubości maksymalna dopuszczalna długość (lmax)  jeśli h < h2 lub h3 maksymalna   dopuszczalna wysokość  (h1) gdy l > lmax   h1 [mm] lmax [mm] wychodzące   na powierzchnię   h3 [mm] wewnętrzne     h2 [mm] 6 mm < t ≤ 15 mm t 2 2 1 15 mm < t ≤ 50 mm t 2 4 1 50 mm < t ≤ 100 mm 50 3 5 2 t > 100 mm 60 4 6 3 14 przegląd  spawalnictwa vol. 90 2/2018 stąd dodatkowe trudności w jego wdrożeniu. alternatywą są konwencjonalne badania ultradźwiękowe, które jednakże ze względu na ograniczony wybór kątów głowic mogą w ogóle nie wykryć danego wskazania. wskazania akceptowalne leżące w bliskiej odległości od siebie powinny zostać zgrupowane dla celów oceny wówczas, jeśli są spełnione wszystkie trzy warunki: – odległość pomiędzy wskazaniami w kierunku długości złącza jest mniejsza niż dwukrotna długość dłuższego wskazania, – odległość pomiędzy wskazaniami w kierunku szerokości złącza jest mniejsza od połowy grubości, ale nie większa niż 10 mm, – odległość pomiędzy wskazaniami w kierunku grubości złącza jest mniejsza od połowy grubości, ale nie większa niż 10 mm. w przypadku, gdy wszystkie wskazania (zarówno pojedyncze, jak i zgrupowane) są akceptowalne, wówczas o akceptacji całego złącza decyduje skumulowana długość wszystkich indywidualnie akceptowalnych wskazań na odcinku o długości lw = 6t. warto zauważyć, że – w odróżnieniu od normy iso 11666 – długość odcinka lw jest określona powyższym wzorem w całym zakresie grubości (w przywołanej normie wzór ten obowiązywał wyłącznie dla złączy o grubości poniżej 15 mm). na przykład, dla poziomu akceptacji 2 akceptowalna skumulowana długość wskazań na odcinku lw wynosi 20% długości tego odcinka. analiza i wnioski  ukazanie się normy pn-en iso 19285 zawierającej kryteria akceptacji dla złączy spawanych badanych przy użyciu techniki phased array jest znacznym ułatwieniem w procesie wdrażania tych badań w polskiej praktyce przemysłowej. powinno ono skutkować znacznym przyspieszeniem procesu zastępowania konwencjonalnych badań ultradźwiękowych innowacyjną i znacznie bardziej wiarygodną techniką phased array. w pierwszej kolejności należy wprowadzać technikę phased array do badań najbardziej odpowiedzialnych złączy tam, gdzie dąży się do wykrycia wszystkich nieakceptowanych nieciągłości i z tego względu stosowany jest 100% zakres badań. wówczas możliwość udokumentowania przeprowadzonej kontroli ultradźwiękowej w postaci zachowania plików danych z defektoskopu, a także możliwość wykonania powtórnej oceny wyników ma niebagatelne znaczenie. w przypadku długich złączy doczołowych, w których można zastosować większe skanery, optymalnym rozwiązaniem jest uzupełnienie badań phased array realizowaną symultanicznie techniką tofd, która w niewielkim stopniu zwiększa pracochłonność badania, a jednocześnie ogranicza do minimum możliwość niewykrycia nieciągłości [3,4]. pozytywny fakt, jakim jest pojawienie się pn-en iso 19285 nie może jednak przysłonić pewnych nasuwających się wątpliwości, związanych z przyjętą konstrukcją normy, będącej scaleniem norm iso 15626 oraz iso 11666 dotyczących kryteriów akceptacji w badaniach techniką tofd oraz konwencjonalnych badaniach ut. kryteria te zostały opracowane dla zupełnie odmiennych technik ultradźwiękowych, bazujących na innych sposobach detekcji wskazań (dyfrakcja w tofd, odbicie z najwyższą możliwą do uzyskania amplitudą wskazania w konwencjonalnych badaniach ultradźwiękowych), jak i środkach wykorzystanych do tej detekcji (głowice szerokopasmowe o wysokich częstotliwościach i bardzo małych przetwornikach w tofd, głowice konwencjonalne i wykorzystanie ich wiązki poza polem bliskim głowicy w warunkach braku silnych wahań ciśnienia akustycznego w ut). stąd też przeniesienie kryteriów wymiarowych z tofd oraz amplitudowych z ut do badań phased array jako kryteriów równoważnych może prowadzić do znaczących różnic w ocenie złączy, zależnej od techniki badania, przyjętych kryteriów (wymiarowych, amplitudowych) czy też zastosowanego wariantu badań paut (skan sektorowy, liniowy) oraz jego parametrów (zakres kątowy, pozycja głowicy, wielkość apertury, ogniskowanie itd.). aby zobrazować możliwe skutki takiego systemu oceny na rysunku 4 i 5 przedstawiono wyniki badania fragmentu złącza o grubości 15 mm i kącie ukosowania 25°, wykonanego przy użyciu skanu sektorowego typu compound i techniki 1 nastawiania poziomu odniesienia (dac, ø 3 mm). badania zostały wykonane przy identycznych ustawieniach wiązki i nastawach czułości. jedyną różnicą było usytuowanie głowicy; odległość czoła głowicy od osi spoiny w pierwszym badaniu wynosiła 16 mm, natomiast w drugim 33 mm. w pierwszym badaniu kąt wiązki padającej na przyklejenie wynosi 57° i umożliwia uzyskanie maksymalnej amplitudy równej h0 – 12 db. w drugim przypadku przyklejenie jest wykrywane wiązką o kącie 65°, zapewniającą prostopadłe rys.  4.  wskazanie przyklejenia brzegowego o maksymalnej amplitudzie równej h0 – 12,0 db uzyskanej wiązką o kącie 57° (skan sektorowy typu compound, odległość głowicy od osi spoiny 16 mm) fig. 4. indication of edge sticking with a maximum amplitude equal to h0 – 12.0 db obtained with a beam of 57° angle (sectoral scan of compound type, distance of the head from the axis of the weld 16 mm) rys. 5. wskazanie przyklejenia brzegowego z rysunku 4 o maksymalnej amplitudzie równej h0 – 7,8 db uzyskanej wiązką o kącie 65° (skan sektorowy typu compound, odległość głowicy od osi spoiny 33 mm) fig. 5. indication of edge sticking from figure 4 with maximum amplitude equal to h0 – 7.8 db obtained with a beam of 65° angle (sectoral scan of compound type, distance of the head from the axis of the weld 33 mm) 15przegląd  spawalnictwa vol. 90 2/2018 literatura [1] kaczmarek r.: problematyka wskazań od geometrii w konwencjonalnych badaniach ultradźwiękowych oraz badaniach phased array, biuletyn instytutu spawalnictwa, nr 2, 2017. [2] mackiewicz s.: badania złączy spawanych techniką phased array w świetle wymagań pn-en iso 13588, przegląd spawalnictwa, vol. 87, nr 12, 2015. [3] kaczmarek r., kaczmarek k., słania j.: zalety symultanicznych badań ultradźwiękowych techniką phased array i tofd złączy spawanych, przegląd spawalnictwa, vol. 89, nr 4, 2017. [4] kaczmarek r., kaczmarek k., słania j., krawczyk r.: wykonywanie badań ultradźwiękowych techniką tofd w aspekcie wymagań norm przedmiotowych, biuletyn instytutu spawalnictwa, nr 4, 2016. [5] pn-en iso 13588 badania nieniszczące spoin – badania ultradźwiękowe – stosowanie technologii zautomatyzowanej głowicy mozaikowej [6] pn-en iso 19285 badania nieniszczące spoin – badania ultradźwiękowe techniką głowicy mozaikowej (paut) – kryteria akceptacji [7] pn-en iso 15626 badanie nieniszczące spoin – technika czasu przejścia wiązki dyfrakcyjnej (tofd) – poziomy akceptacji [8] pn-en iso 11666 badania nieniszczące spoin – badania ultradźwiękowe – poziomy akceptacji padanie wiązki na ściankę rowka spawalniczego, stąd też wyższa amplituda wskazania wynosząca h0 – 7,8 db. stąd wniosek, że przy ocenie bazującej na amplitudzie i długości wskazań nawet niewielkie zmiany kąta padania wiązki na nieciągłość wynikające między innymi z odległości głowicy od osi spoiny mogą prowadzić do kilkudecybelowych zmian amplitudy, która może diametralnie zmienić ocenę danego wskazania (akceptacja / brak akceptacji lub rejestracja / brak rejestracji). przykład ten obrazuje fakt, że zaczerpnięcie kryteriów akceptacji z badań konwencjonalnych nie jest dobrym rozwiązaniem w odniesieniu do badań phased array z użyciem skanu sektorowego przy zachowaniu stałej odległości głowicy od osi spoiny. stosowanie kryteriów amplitudowych jest zasadne w przypadku: – manualnych badań phased array z użyciem skanu sektorowego oraz badań automatycznych z zastosowaniem mechanicznego skanowania rastrowego, w których możliwe jest, poprzez odpowiednie odsunięcie głowicy od spoiny, znalezienie maksymalnej amplitudy wskazania, – badań phased array z użyciem skanu liniowego, z kątem dopasowanym do kąta ukosowania spoiny, adekwatnie do badań konwencjonalnych, – badań phased array, w których stosowane są ustalone kąty wprowadzenia wiązki, kierowane w ściśle określone obszary spoiny a czułość poszczególnych wiązek skalowana jest niezależnie. w tych przypadkach wyniki badań phased array będą porównywalne a amplitudy wskazań będą zbliżone do tych, które uzyskiwane byłyby w badaniach konwencjonalnych. w pozostałych przypadkach, takich jak najbardziej rozpowszechnione i najkorzystniejsze z praktycznego punktu widzenia badanie z użyciem skanu sektorowego przy stałej odległości głowicy od osi spoiny, może dochodzić do znaczących rozbieżności między oceną tych samych fragmentów złączy spawanych. ponadto może wystąpić silne zróżnicowanie oceny nieciągłości, w szczególności płaskich, w zależności od ich usytuowania na głębokości złącza. w opinii autorów, w takich przypadkach powinny być stosowane kryteria oparte na długości i wysokości wskazań, z odpowiednio dopasowanym poziomem oceny. zastosowanie tutaj poziomów oceny z badań konwencjonalnych prowadziłoby do pominięcia wielu wyraźnie widocznych, łatwych do interpretacji wskazań o niskiej amplitudzie. poprawnie określony poziom oceny powinien być dopasowany do amplitudy wskazań dyfrakcyjnych, zwłaszcza w przypadku badania grubych złączy, dla których niemożliwe jest zapewnienie korzystnego, prostopadłego padania wiązek na powierzchnię ścianki rowka spawalniczego, w pobliżu której występuje największa ilość najniebezpieczniejszych nieciągłości (przyklejenia brzegowe oraz pęknięcia). w pn-en iso 19285 niestety nie sprecyzowano warunków, przy zachowaniu których mogą być stosowane kryteria wymiarowe, czy też amplitudowe. całkowity ciężar doboru parametrów badania oraz wyboru stosowanych kryteriów akceptacji został zatem przeniesiony na procedurę badania, wymaganą zgodnie z pn-en iso 13588 we wszystkich poziomach badania (a, b, c i d). obowiązek prawidłowego zaplanowania strategii badania wraz z doborem kryteriów akceptacji oraz wykazaniem ich skuteczności spoczywa więc na personelu iii stopnia, który opracowuje procedury badań techniką phased array. 201411_pspaw.pdf 14 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 krajowy system certyfikacji personelu  badań nieniszczących historia the national polish system for certification of ndt personnel history marta wojas mgr inż. marta wojas – urząd dozoru technicznego. autor korespondencyjny/corresponding author: marta.wojas@udt.gov.pl wstęp certyfikacja personelu badań nieniszczących nie jest tematem nowym. historia systemu certyfikacji w polsce sięga lat 70. ubiegłego stulecia. już w 1970 roku w instytucie metalurgii żelaza w gliwicach powstał pierwszy system weryfikacji kwalifikacji i kompetencji personelu ndt. w imż wydawane były tzw. „książki kontrolerów badań nieniszczących”, które na wzór książeczek spawaczy zawierały wszelkie informacje o kompetencjach i pracach wykonywanych przez posiadacza książki. kolejny etap to system ptbn-cert opracowany i wdrożony w oparciu o wymagania en 473:1993 przez polskie towarzystwo badań nieniszczących ptbn. niestety, system ten nie był akredytowany, gdyż w polsce nie istniała jednostka akredytująca jednostki certyfikujące osoby. tymczasem w roku 1987 polskie stowarzyszenie inżynierów i techników mechaników simp przeprowadziło jednorazową akcję nadawania tytularnego iii stopnia kwalifikacji w badaniach nieniszczących. w akcji tej iii stopień uzyskało 76 osób. decyzje w tej sprawie podejmowane były przez 11-osobową komisję pod przewodnictwem profesora zdzisława pawłowskiego, w tamtym czasie członka prezydium zarządu głównego simp. tytularny iii stopień w badaniach nieniszczących był uznawany przez urząd dozoru technicznego jako spełniający wymagania stawiane personelowi udt w zakresie czynności określonych przez ustawę o dozorze technicznym. jednakże ww. działania, jakkolwiek merytorycznie bez zarzutu, nie spełniały wymagań europejskich. streszczenie artykuł dotyczy historii krajowego systemu certyfikacji personelu badań nieniszczących w polsce. zawarto w nim opis zdarzeń w ramach narodowego programu przygotowania do członkostwa w unii europejskiej, które przyczyniły się do powstania systemu. podkreślono wiodącą rolę urzędu dozoru technicznego w procesie tworzenia krajowego systemu certyfikacji personelu badań nieniszczących. udt działał w tym zakresie z upoważnienia ministra gospodarki pełniącego wiodącą rolę w realizacji narodowego programu. słowa kluczowe: krajowy system certyfikacji, personel badań nieniszczących abstract the paper relates the story of the national system of certification of ndt personnel in poland. the paper presents an overview of events in the framework of the national program of preparation for membership in the european union, which contributed to the creation of the system. emphasized the leading role of udt in the process of creating a national system of certification of ndt personnel. udt acted in this respect the authority of the minister of economy, performing a leading role in the implementation of the national program. keywords: national system of certification, non-destructive testing personnel 15przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 krajowy system certyfikacji personelu badań nieniszczących inicjatorem nowego krajowego systemu certyfikacji personelu badań nieniszczących w polsce był urząd dozoru technicznego, który we współpracy ze środowiskiem ndt, wykorzystując dotychczasową wiedzę i doświadczenie tego środowiska, w ramach projektu phare ’97, z udziałem niemieckiej jednostki certyfikującej, opracował i wdrożył krajowy system certyfikacji personelu badań nieniszczących udt-cert. projekt phare ’97 projekt phare ’97 realizowany był w ramach narodowego programu przygotowania do członkostwa w ue, w ramach priorytetu dotyczącego działań dostosowawczych w sektorze urządzeń technicznych. instytucją wiodącą było ministerstwo gospodarki, zaś udt był instytucją współpracującą. w ramach tego programu 1 stycznia 2000 r. nastąpiła restrukturyzacja polskiego centrum badań i certyfikacji pcbc. przez rozdzielenie funkcji certyfikacji od akredytacji z pcbc wydzielono polskie centrum akredytacji, które swoim działaniem objęło akredytacje jednostek certyfikujących wyroby, systemy jakości, personel, laboratoria badawcze i wzorcujące oraz jednostki kontrolne. to otworzyło drogę do akredytacji zgodnie z wymaganiami przepisów unijnych. pca powstało na bazie biura ds. akredytacji w polskim centrum badań i certyfikacji oraz zespołu akredytacji laboratoriów pomiarowych w głównym urzędzie miar, przejmując pracowników oraz wierzytelności i zobowiązania obu instytucji w zakresie akredytacji. jednym z obszarów działania narodowego programu było wdrożenie do prawa krajowego dyrektywy ciśnieniowej 97/23/we, która zawiera wymagania zasadnicze dotyczące zatwierdzania personelu wykonującego badania nieniszczące połączeń nierozłącznych przez upoważnioną jednostkę trzeciej strony (rtpo). rtpo może być jednocześnie jednostką certyfikującą. zatwierdzenie personelu może odbywać się na podstawie certyfikatu wydanego przez jednostkę certyfikującą będącą jednocześnie rtpo, uznanie certyfikatu wydanego przez inną jednostkę certyfikującą lub w wyniku procesu oceny takich osób przez jednostkę zatwierdzającą. ponieważ udt przygotowywał się do roli jednostki notyfikowanej i uznanej jednostki trzeciej strony do dyrektywy ped w zakresie personelu ndt, rozpoczęto przygotowania do opracowania odpowiedniego systemu kwalifikacji i certyfikacji. działania w tym zakresie były usankcjonowane upoważnieniem ministerstwa gospodarki. w informacji do raportu okresowego komisji europejskiej z postępów polski na drodze do członkostwa w ue 2000-2001 zapisano: „z upoważnienia ministerstwa gospodarki jest przygotowywany i koordynowany przez udt krajowy system certyfikacji personelu badań nieniszczących” [1]. w ramach projektu phare’97 funkcjonował moduł pod nazwą ”standaryzacja i certyfikacja”, w którym urząd pełnił rolę jego sekretariatu i jednostki wiodącej pt. „certyfikacja personelu badań nieniszczących”. w ramach modułu odbyło się 12 sesji szkoleniowych (w metodach rt, ut, pt, mt oraz vt) stopnia 2. i 3. zgodnie z wymaganiami en 473, w których uczestniczyło 150 osób, dla których wydano blisko 250 świadectw ukończenia szkolenia (niektóre osoby uczestniczyły w więcej niż jednym szkoleniu). wszystkie te osoby ubiegały się o certyfikację w akredytowanej niemieckiej jednostce certyfikującej. w ramach tego projektu zakupiono wyposażenie do ndt z przeznaczeniem do ośrodków szkoleniowo-egzaminacyjnych [2]. działania odbywały się przy udziale akredytowanej niemieckiej jednostki certyfikującej dpz. do współpracy zaproszono najznamienitszych przedstawicieli środowiska badań nieniszczących w kraju, wykorzystując dotychczasowy krajowy dorobek w zakresie kwalifikowania i certyfikowania osób w ndt. na wiosnę 2000 r. odbyła się rekrutacja osób, które miały odbyć szkolenia, a następnie uzyskać certyfikację niemieckiej jednostki. zaproszenia zostały skierowane do osób z największym doświadczeniem i wiedzą oraz umiejętnościami w dziedzinie ndt w polsce. pierwsze kursy szkoleniowe rozpoczęły się w maju 2000 r. poprzedzone one były oceną ośrodków szkoleniowych, które na czas egzaminów miały stać się ośrodkami egzaminacyjnymi. szkolenia na kursach 3. stopnia odbywały się w chorzowie-batorym we współpracy z ośrodkiem w gliwicach, w eksplaście (praktyczne szkolenia w metodach pt i mt), w katowicach, w energomontażu południe (praktyczne szkolenia z radiografii) i w warszawie, w energomontażu północ (szkolenia vt). w tych samych ośrodkach jako ośrodkach egzaminacyjnych zatwierdzonych przez jednostkę certyfikującą przeprowadzone zostały egzaminy kwalifikacyjne. w wyniku tego szkolenia certyfikację 3. stopnia uzyskało 20 osób, a większość z nich w więcej niż jednej metodzie. rekordziści – w czterech metodach. niezależnie od grupy „trójkowiczów” liczna grupa osób uzyskała certyfikację 2. stopnia. osoby, które uzyskały certyfikaty 3. stopnia, zostały zaangażowane przez udt w prace merytoryczne w zakresie opracowania systemu, który miał spełniać wymagania pn-en 473:2000. akredytacje udt „29 czerwca 2000 r. udt otrzymał certyfikat akredytacji jako jednostka kontrolna działająca według pn-en 45004, co stanowi inaugurację działalności polskiego systemu akredytacji jednostek kontrolnych, istotnego przy ocenie kompetencji jednostek notyfikowanych. w ramach struktur udt wydzielona została jednostka certyfikująca udt-cert w zakresie certyfikacji systemów jakości, wyrobów i personelu działająca zgodnie z normami europejskimi serii pn-en 45000. 16 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 udt występuje o akredytację dla poszczególnych zakresów działania tej jednostki. 1 grudnia 2000 r. udt otrzymał certyfikat akredytacji jako jednostka certyfikująca systemy jakości, spełniająca wymagania pn-en 45012. ponadto, udt jest w trakcie procesu akredytacyjnego w zakresie certyfikacji personelu zgodnie z en 45013” – czytamy w informacji do raportu 2000-2001[1]. 31 stycznia 2002 r. zostały wręczone nominacje pierwszym egzaminatorom jednostki certyfikującej udt-cert. „jednostka certyfikująca personel badań nieniszczących udt-cert ma już egzaminatorów. będą oni mogli przeprowadzać egzaminy kwalifikacyjne osób ubiegających się o certyfikaty w metodach vt, ut, rt, mt i pt zgodnie z wymaganiami normy en473:2000 i systemem udt-cert” – brzmiał komunikat w internetowym serwisie poświęconym ndt [3]. certyfikat akredytacji w zakresie certyfikacji personelu badań nieniszczących udt-cert uzyskał 26 lutego 2002 r. certyfikat ten stał się podstawą do uzyskania autoryzacji ministra gospodarki, a w chwili wejścia polski do unii europejskiej udt-cert uzyskał status rtpo – upoważnionej jednostki strony trzeciej nr 1433, w zakresie zatwierdzania personelu wykonującego badania nieniszczące połączeń nierozłącznych w rozumieniu dyrektywy ped. projekt phare ’99 niezależnie od projektu phare’97, udt był także uczestnikiem porozumienia twinningowego pl99/ib/ ec/1 „struktura i systemy certyfikacji i standaryzacji w ramach jednolitego rynku ue”, w ramach projektu phare’99. w ramach tego porozumienia personel udt i przedstawiciele innych zainteresowanych instytucji przygotowywali się do pełnienia roli jednostek oceniających zgodność z wymaganiami przepisów, w drodze szkoleń prowadzonych przez bliźniacze jednostki francuskie. szkolenia dotyczyły dyrektyw: 87/404/ewg, 97/23/we, 95/16/we, 90/396/ewg i 92/42/ewg. jednostki te przeszkoliły grupę inspektorów udt z zakresu badań nieniszczących, jednak bez certyfikacji [2]. eksperci udt prowadzili później wykłady na szkoleniach organizowanych np. przez ministerstwo gospodarki, ale również pollab, simp, not, z zakresu dyrektyw nowego podejścia, systemów zarządzania itp. osoby certyfikowane z zakresu badań nieniszczących prowadziły i dotąd prowadzą szkolenia w ośrodkach szkoleniowych ndt zatwierdzonych przez udtcert. plany spawania teoria i praktyka – jacek słania ii wydanie książki w opracowaniu – dostępne w styczniu 2015 r. literatura [1] informacja do raportu okresowego komisji europejskiej z postępów polski na drodze do członkostwa w ue 20002001. dokument przyjęty przez komitet integracji europejskiej 27 czerwca 2001 r. [2] raport z realizacji w 2000 r. narodowego programu przygotowania do członkostwa w unii europejskiej. dokument przyjęty przez radę ministrów 20 kwietnia 2001 r. [3] badania nieniszczące. serwis internetowy poświęcony badaniom nieniszczącym. serwis nr 01/03/2002. imię i nazwisko kontakt do osoby zamawiającej: adres nip zamawiam książkę plany spawania – teoria i praktyka w redakcji przegląd spawalnictwa w liczbie .... egz. cena 1 egzemplarz książki jacka słani: plany spawania – teoria i praktyka wynosi: 80 zł (w tym 5% vat) w celu zamówienia książki w redakcji należy wypełnić formularz zamieszczony obok i przesłać go w formie faksu, skanu lub listu na adres: redakcja – przegląd spawalnictwa aw simp ul. świętokrzyska 14a, 00-050 warszawa tel.: 22 827 25 42, faks: 22 336 14 79 e-mail: redakcja@pspaw.pl wpłaty należy dokonać na rachunek bankowy: bank bph s.a. oddział w warszawie 45 1060 0076 0000 3200 0043 1836 podpis ______________________________________________________ firma oświadczam, że jestem podatnikiem vat i upoważniam firmę do wystawienia faktury bez podpisu 201309_pspaw_gjgy.pdf 68 przegląd spawalnictwa 9/2013 thermodynamische erechnungsmethoden zur eurteilung der phasenaus ildung in ochtemperaturl t er indungen termodynamiczne metody obliczeniowe wyznaczania  tworzących się faz w połączeniach lutowanych   wysokotemperaturowo prof. r.-ing. ha il. ohannes wilden, . ng. thomas wirtz hochschule niederrhein, niemcy treszczenie stosowane dzisiaj luty w przemyśle dla określonych cykli temperatura – czas są dzi-siaj rozwijane dużym nakładem środków. oszacowanie tworzących się faz w ukła-dach wieloskładnikowych jest trudne podobnie jak określenie zakresu temperatury topnienia lub temperatury lutowania zwłaszcza przy uwzględnieniu dyfuzji zachodzącej między ciekłym lutem a łączonymi materiałami. nowoczesne termofizyczne metody obliczeniowe oferują dzisiaj daleko idące niewykorzystane możliwości. wychodząc z podstaw termodynamicznych przedstawiono obliczenia tworzących się faz i zachowanie lutów na osnowie niklu podczas ich topienia. w ramach analizy określono i przedyskutowano wpływ podanych w normach dopuszczalnych tolerancji zawartości składników stopowych lutu. następnie badano oddziaływanie dyfuzji między ciekłym lutem a materiałem łączonym i przedstawiono jej wpływ na tworzące się fazy. obliczone wartości porównano z dostępnymi danymi z literatury. a stract heute industriell eingesetzte lote sowie die angewandten temperatur-zeit-zyklen wurden mit hohem aufwand experimentell entwickelt. die abschätzung der sich in multikomponentensystemen ausbildenden phasen sowie die vorhersagen des schmelzbereiches bzw. möglicher arbeitstemperaturen ist, insbesondere wenn auch die diffusion zwischen schmelzflüssigem lot und den zu fügenden werkstoffen berücksichtigung finden soll, schwierig. moderne thermophysikalische berechnungsmethoden bieten diesbezüglich heute weitgehend ungenutzte möglichkeiten. ausgehend von den thermodynamischen grundlagen werden exemplarisch berechnungen zur phasenausbildung und dem schmelzverhalten von nickelbasisloten vorgestellt. im rahmen einer toleranzanalyse wird der einfluss der in den normen vorgegebenen zulässigen toleranzen der legierungsgehalte ermittelt und diskutiert. in einem zweiten schritt wird die diffusion zwischen lot und grundwerkstoff untersucht und deren einfluss auf die phasenausbildung dargestellt. die berechneten ergebnisse werden abschließend mit den in der literatur verfügbaren werten verglichen. inleitung löten ist das älteste stoffschlüssige fügeverfahren und hat sich über jahrzehnte in der schmuck-, elektround hausinstallationsindustrie bewährt. in diesen bereichen sind mechanische eigenschaften wie zum beispiel zugoder scherfestigkeit meist von untergeordneter bedeutung. für fügeverbindungen, bei denen hohe festigkeiten gefordert werden, kommen verbreitet schweißverfahren zur anwendung, die neben guter chemischer und thermischer beständigkeit auch flexibel vor ort angewendet werden können. nachteilig beeinflusst die hohe lokale wärmeeinbringung den grundwerkstoff, der dadurch über die eigentliche schmelzzone hinaus auch in der wärmeeinflusszone meist geringe festigkeiten aufweist. weiterhin kommt johannes wilden thomas wirtz 69przegląd spawalnictwa 9/2013 es in folge der wärmeeinbringung zu eigenspannungen und verzug. in einer vielzahl von anwendungen kann das hartund hochtemperaturlöten mit hochfesten loten eine alternative zum schweißen darstellen. vorteilhaft ist des weiteren, dass lötverbindungen auch an von außen nicht zugänglichen stellen eingebracht werden können und so höhere konstruktive freiheiten ermöglichen. im idealfall können daher durch einen reduzierten fertigungsaufwand fertigungskosten eingespart werden [2]. zum hochtemperaturlöten haben sich seit vielen jahren nickelbasislote etabliert. nickelbasislote erfordern eine präzise bauteilvorbereitung zum hochtemperaturlöten, dazu gehört unter anderem das einhalten geringer fertigungstoleranzen und das präzise einhalten der lötspaltbreite. entscheidend ist hier die abhängigkeit der bildung von sprödphasen in der fügezone von der lötspaltbreite. zusätzliche wärmebehandlungen können einerseits den gehalt an sprödphasen deutlich reduzieren und andererseits das risiko einer gefügeveränderung und ein schlechteres bruchverhalten bewirken. die sprödphasenbildung wurde in der literatur schon umfangreich experimentell untersucht. gleichwohl besteht weiterhin die frage, ob die bisher eingesetzten temperatur-zeit-zyklen das optimum darstellen oder ob es durch eine veränderte strategie möglich ist, die sprödphasenbildung sicher zu vermeiden, welches u.a. schon von löttgers [5] untersucht wurde. mittels thermodynamischer berechnungen sollen veränderte temperatur-zeit-zyklen entwickelt werden, um die sprödphasenbildung zu vermeiden. dieses erfolgt mit dem computerprogramm thermo-calc welches mit hilfe der calphad-methode das thermodynamische gleichgewicht berechnet. für die berechnung wird das thermodynamische gleichgewicht, bzw. die minimale freie enthalpie der gesamten abläufe eines stoffsystems gesucht, der thermodynamisch stabile zustand. phasen, bei denen das thermodynamische gleichgewicht nicht ermittelt werden kann, werden als metastabil deklariert. abkühlgeschwindigkeit, druck und temperatur werden bei der ermittlung der minimalen freien enthalpie g als konstant angenommen. dementsprechend ergibt sich: g = h ts wo: g freie enthalpie; h enthalpie; t temperatur; s entropie. mit steigender temperatur vergrößert sich demnach das mit der entropie verbundene produkt und senkt durch subtraktion von der enthalpie h die freie enthalpie. aus diesem grund liegen im bereich höherer temperatur im flüssigen oder gasförmigen aggregatzustand bei materialien überwiegend ungeordnete verteilungen der atome im gegensatz zum festen zustand vor. schematisch kann die existenz und bildung von stabilen bzw. metastabilen phasen auch an hand von diagrammen erklärt werden. trägt man die freie enthalpie über der konzentration eines chemischen elementes auf, wie im dargestellten beispiel ni-cu, befindet sich die liquidusphase bei 1500°c unterhalb der solidusphase. nickel ist bei dieser temperatur vollständig geschmolzen. berechnet man die freie enthalpie bei 1000°c, liegt die solidusphase unterhalb der liquiduslinie. demzufolge stellt sich der feste zustand ein. schneiden sich jedoch beide linien in einem punkt, besteht eine koexistenz zwischen beiden phasen. das thermodynamische gleichgewicht ist jedoch nur im schnittpunkt vorhanden und wird in abb. 1 über a . 1. schematischer verlauf der freien enthalpien von flüssigund festphase (a, b, c), resultierendes phasendiagramm (d) [6] ys. 1. schematyczny przebieg swobodnej entalpii ciekłej i stałej fazy (a,b,c), końcowy wykres równowagi faz (d) [6] alphad methode das abschätzen von eigenschaften wie konstitution und schmelzverhalten erfolgt mittels phasendiagrammen. die problematik ist hierbei, dass bei der experimentellen bestimmung von phasendiagrammen mit zunehmender anzahl an komponenten der aufwand drastisch ansteigt. eine alternative bieten heute hierzu thermodynamische berechnungsmethoden. mit hilfe der calphad-methode können problemlos phasendiagramme für beliebige zusammensetzungen mehrkomponentiger systeme berechnet und grafisch abgebildet werden. die calphad-methode (calculation of phase diagramms) wurde 1970 von larry kaufmann entwickelt und ist bis zum heutigen tage die grundlage für softwareprogramme zur ermittlung von phasendiagrammen . 70 przegląd spawalnictwa 9/2013 die gemeinsame tangente unterhalb der beiden linien hervorgehoben [6]. mit der von gibbs erweiterten fundamentalgleichung: n dg = vdp sdt + σµidxi i=1 kann direkt auch die tangente berechnet werden. sind druck und temperatur konstant, ergibt sich mit der gleichgewichtsbedingung dg = 0. mit verwendung des indexes i in den phasen α & β gilt der folgende zusammenhang: µi αdxi α + µi βdxi β = 0 und resultierend aus der massenerhaltung in einem geschlossenen system folgt: µi α = µi β geometrisch gesehen stellt diese tangente den zusammenhang der freien enthalpie an der solidusund liquiduslinie dar. für die tangentensteigung als funktion des molbruches gilt: µi α = δg p,t = const δx die freie enthalpie stellt das momentane chemische potential der phase dar [1]. mit dem angegebenen zusammenhang und den dargestellten resultierenden diagrammen können nachfolgend die phasenverhältnisse von stoffsystemen bzw. legierungen ermittelt und ausgewertet werden. die beschriebene vorgehensweise der calphad-methode wird rechnergestützt im programm themo-calc umgesetzt. die erforderlichen datenbanken beinhalten experimentell ermittelte größen für verschiedene temperaturen, wechselwirkungen, aktivitäten etc. bei unterschiedlichen chemischen zusammensetzungen. diese fließen in die berechnungen zur bestimmung der freien enthalpie mit ein [7]. erechnung on phasendiagrammen seit über 30 jahren ist die kommerziell verfügbare software thermo-calc eines der meist benutzten computerprogramme für die thermodynamische berechnung von phasendiagrammen. die software nutzt dafür die von larry kaufmann entwickelte calphadmethode aus den siebziger jahren. neben einfachen phasendiagrammen können damit auch phasengleichgewichte, eigenschaftsdiagramme und diffusion mittels der scheilnäherung in systemen berechnet werden, um chemische und mechanische eigenschaften daraus ableiten zu können. die ergebnisse basieren auf schon experimentell analysierten versuchen mit unterschiedlichen zusammensetzungen, die in datenbanken eingepflegt wurden. diese reichen von metallen bis zu organischen werkstoffen. mit der anwendung der gibbs’chen fundamentalgleichung bzw. der calphad-methode und der benötigten datenbanken können für die auftretenden phasen neben molanteil, masse, volumen und temperatur auch enthalpie, potential, aktivität sowie spezielle zusammensetzung bestimmt werden. in der kombination aus gewählten datenbanken und der calphad-methode können zudem mit der software dictra auch „simulationen verschiedener diffussionskontrollierter phasenumwandlungen in mehrkomponentigen legierungssystemen“ ta elle i. zusammensetzung, solidusund liquidustmperatur ausgewählter standardisierter nickelbasislote [9] ta lica i. skład chemiczny, temperatura solidus i likwidus wybranych lutów standardowych na osnowie niklu [9] din en iso 17672:2010-11 aws en 1004 ni co cr si b fe c p ts-tl gew. % gew. % gew. % gew. % gew. % gew. % gew. % oc nir-leg. ni 610 bni-1a ni 1a1 rest < 0,1 13÷15 4÷5 2,75÷ 3,5 4÷5 < 0,06 < 0,02 980÷ 1070 ni 620 bni-2 ni 102 rest < 0,1 6÷8 4÷5 2,75÷ 3,5 2,5÷3,5 < 0,06 < 0,02 970÷ 1000 nii leg. ni 630 bni-3 ni 103 rest < 0,1 4÷5 2,75÷ 3,5 < 0,5 < 0,06 < 0,02 980÷ 1040 ni 631 bni-4 ni 104 rest < 0,1 3÷4 1,5÷2,2 < 1,5 < 0,06 < 0,02 980÷ 1040 niri-leg ni 650 bni-5 ni 105 rest < 0,1 18,5÷ 19,5 9,75÷ 10,5 < 0,03 < 0,06 < 0,02 1080÷ 1135 ni-p-leg. ni 700 bni-6 ni 106 rest < 0,1 < 0,06 10÷12 875 71przegląd spawalnictwa 9/2013 ausgewertet werden [8]. zu beachten ist jedoch, dass mit der calphad-methode in thermo-calc ausschließlich die freie enthalpie bzw. das thermodynamische gleichgewicht berechnet werden. im einzelfall gilt es zu hinterfragen in wie weit die berechneten liquidus und solidustemperaturen sowie gefüge etc. von der realität abweichen. die benutzerfreundliche oberfläche des verwendeten softwareproduktes verschafft insgesamt den anwendern einen überblick über mögliche zusammensetzungen von mehrkomponentigen legierungen, die beispielhaft bei der herstellung von schweißund lotwerkstoffen herangezogen werden können. da die berechnungsergebnisse von den in die datenbanken eingepflegten daten abhängen, wird zunächst die berechnungsqualität an experimentell intensiv untersuchten nickelbasisloten überprüft. zur anwendung kam das computerprogramm thermocalc mit den datenbanken tcni5 (thermo calc mit nickelbasis, 5. version) und tcfe7 (thermo calc mit eisenbasis, 7. version). zur analyse der in tabelle i aufgelisteten nickelbasislote wurde hauptsächlich die nickeldatenbank verwendet. erechnungen mit der aten ank t ni5 die zu den nickelbasisloten nach din en iso 17672 angegebenen daten beruhen auf experimentellen untersuchungen und finden heutzutage in der industrie umfangreich anwendung. ausgehend von der legierungszusammensetzung des lotes ni 620 wurde der einfluss der einzelnen metalloide ermittelt. die ausgangszusammensetzung ist in tabelle ii dargestellt. die anteile an kohlenstoff und phosphor wurden auf grund des geringen prozentualen massenanteiles in den berechnungen nicht berücksichtigt. phosphor, welches oftmals auch zur absenkung der schmelztemperatur hinzulegiert wird, ist zudem in der datenbank tcni5 nicht enthalten. in den berechnungen wurden ausschließlich die phasen berücksichtigt, die experimentell nachgewiesen sind. für die gewählte legierungszusammensetzung wurden im gleichgewichtsrechner daher die in abb. 2 dargestellten werte verwendet. die wählbaren eingrenzungen der achsendefinitionen blieben für die ersten berechnungen unverändert. zu beginn der arbeiten wurde die übereinstimmung des berechnungsergebnisses in abhängigkeit von den grundeinstellungen in thermo-calc mit real existierenden phasen, zusammensetzungen und temperaturen ta elle ii. ausgangszusammensetzung ni 620, ma. % ta lica ii. skład wyjściowy lutu ni 620, % mas. ni cr si b fe rest 6 4 2,75 2,5 überprüft. hierzu sind die nachfolgend aufgelisteten daten (abb. 3) zur berechnung der phasendiagramme angewandt worden. zur analyse der berechnungen ist die temperatur über der konzentration des chemischen elementes chrom aufgetragen. da das nickelbasislot nach din en iso 17672 einen maximalen chromgehalt von 8% aufweist, ist die darstellung bis zu diesem gehalt in abb. 4 grafisch eingegrenzt worden. im phasendiagramm der ausgangszusammensetzung ist eine schmelzpunktabsenkung durch hinzulegieren von silizium und bor erkennbar. im vergleich zu tabelle i weichen die berechneten solidusund liquidustemperaturen (970÷1000°c) von den in der norm din en iso 17672 angegebenen werten ab. zu der ausgangszusammensetzung wurden die jeweils aufgelisteten chemischen elemente prozentual, innerhalb der vorgegebenen grenzwerte, erhöht. darüber hinaus ist das berechnete schmelzintervall (abb. 4÷6) deutlich größer als das experimentell ermittelte (30°c). kritisch ist das verhalten mit steigendem siliziumund borgehalt zu sehen. das hinzulegieren der metalloide bis zu den jeweiligen oberen grenzwerten der zusammensetzung des ni 620 bewirkt, im gegensatz zu experimentellen untersuchungen, neben einer erhöhung der liquidusund solidustemperaturen auch eine vergrößerung des schmelzintervalls δt=tl-ts (abb. 4 und 5). diese deutliche abweichung von den experimentell ermittelten daten kann darauf zurückgeführt werden, dass die software zunächst alle thermodynamisch möglichen phasen berücksichtigt. in der realität ist zur bildung der phasen auch eine entsprechende kinetik erforderlich, so dass im experiment die bildung a . 2. festlegung der bedingungen im gleichgewichtsrechner, thermo-calc ys. 2. ustalenie warunków równowagi, wg programu thermo-calc a . 3. festlegung der achsendefinitionen im gleichgewichtsrechner (temperatur in °c), thermo-calc ys. 3. ustalenie zdefiniowanych osi w równowadze (temperatura w °c), wg progra-mu thermo-calc 72 przegląd spawalnictwa 9/2013 a . 4. phasendiagramm der ausgangszusammensetzung des ni 620 bei unveränderten eingabewerten, thermo-calc ys. 4. wykres równowagi faz lutu ni 620 o składzie wyjściowym, przy niezmienionych wartościach wejściowych, wg programu thermo-calc a . 5. phasendiagramm der ausgangszusammensetzung mit 3,5% bor, thermo-calc ys. 5. wykres równowagi faz lutu o składzie wyjściowym z zawartością 3,5% boru, wg programu thermo-calc a . . phasendiagramm der ausgangszusammensetzung mit 5% silizium, thermo-calc ys. . wykres równowagi faz lutu o składzie wyjściowym z zawartością 5% krzemu, wg programu thermo-calc einzelner phasen kinetisch gehemmt sein kann. aus diesem grund erfolgte für die weiterführenden berechnungen eine selektion der experimentell nachgewiesenen phasen. mit hilfe der selektion verschiedener phasen und der eingrenzung von achsenvariablen können in der kommerziellen software thermo-calc 3.0 anwendungsparameter angepasst und einfluss auf das berechnungsergebnis im thermodynamischen gleichgewicht genommen werden. so können beispielsweise benutzerdefinierte rahmenbedingungen für diverse anwendungsfälle eingestellt und ausgewertet werden. die berechnung des isothermen schnittes im vierstoffsystem ni-cr-si-10b bei 850°c mit der calphad-methode weist ohne phasenselektion erhebliche unterschiedene gegenüber experimentell ermittelten phasendiagrammen auf (vergleiche dazu abb. 7 und 8). berechnungen zum isothermen schnitt bei 1000°c im system ni-cr-si-2,5b (abb. 9) weisen dagegen eine recht gute übereinstimmung mit dem aus der literatur bekannten isothermen schnitt auf. a . . isothermer schnitt im vierstoffsystem ni-cr-si-10b bei schnitt 850°c [4] ys. . przekrój izotermiczny w układzie 4-składnikowym ni-cr-si-10b w temperaturze 850°c [4] a . . berechneter isothermer schnitt im vierstoffsystem ni-cr-si10b bei 850°c ohne phasenselektion ys. . obliczony przekrój izotermiczny w układzie 4-składnikowym ni-cr-si-10b w temperaturze 850°c, bez selekcji faz a . . berechneter isothermer schnitt im vierstoffsystem ni-cr-si2,5b bei 1000°c ys. . obliczony przekrój izotermiczny w układzie 4-składnikowym ni-cr-si-2,5b w temperaturze 1000°c gleichwohl liegen die berechneten solidusund liquidustemperaturen deutlich höher als in der norm din en iso 17672 angegeben. als grundlage für die nachfolgenden berechnungen wurde abb. 7, die einen isothermen schnitt bei 850°c darstellt, herangezogen. dort existieren bis zu einem chromgehalt von ca. 8% keine chromboride (crb) und nickelboride (ni2b). daher wurden für weitere berechnungen im gleichgewichtsrechner („equilibrium calculator“) phasenselektionen vorgenommen. die phasen „mb_b33“ (crb) und „m2b_tetr“ (ni2b) wurden von den berechnungen ausgeschlossen. die veränderte eingabe und analyse lieferte das in abb. 10 dargestellte phasendiagramm. das nickelsilizid „ni3si“, welches in thermo-clac als 73przegląd spawalnictwa 9/2013 „fcc_l12#2“ bezeichnet wird, kann aus programmtechnischen gründen nicht selektiert werden und nimmt in den folgenden berechnungen weiter einfluss. solidusund liquiduslinie wurden in folge der selektion geringfügig herabgesetzt und bleiben über den betrachteten konzentrationsbereich konstant. weiterhin kann beim hinzulegieren der metalloide bor und silizium ein weiteres absenken der solidusund liquiduslinie nachgewiesen werden (abb. 11). eine signifikante abhängigkeit der solidusund liquidustemperatur von der cr-konzentration kann nicht festgestellt werden. der berechnete schmelzbereich ist sowohl deutlich größer als auch weit oberhalb der werte die in der norm angegeben sind. zusammenfassend kann festgestellt werden, dass zwar einerseits für die zusammensetzung des ni 620 eine recht gute übereinstimmung mit der norm erzielt wird in dem spezifische phasenselektionen vorgenommen werden, anderseits geringe veränderungen des borund silizumgehaltes zu erheblichen abweichungen der in der norm din en iso 17672 angegebenen werte der solidusund liquidustemperatur führen. auch die selektion von phasen liefert mit der tcni5 in thermo-calc unbefriedigende ergebnisse, so dass weitere modifikationen erforderlich sind. modifizierte achsendefinition: im vergleich zu abb. 3 wurden im gleichgewichtsrechner die achsendefinitionen modifiziert (abb. 12). darüber hinaus blieben die phasen crb und ni3si in den berechnungen unberücksichtigt. mittels thermocalc konnte, wie in abb. 13 zu sehen, infolgdessen das schmelzintervall δt = tl-ts auf weniger als 30°c reduziert werden. erhöhte siliziumund borgehalte führen in den berechnungen, wie in abb. 14 erkennbar, zu einem deutlich größeren schmelzintervall von ungefähr 90°c. eine verringerung der temperaturschrittweite hat keinen einfluss auf das berechnungsergebnis. da das hochtemperaturlöten im vakuum erfolgt, kann unter „festlegung der bedingungen“ im gleichgewichtsrechner der druck zusätzlich verändert bzw. angepasst werden. die reduzierung des druckes, wie in abb. 15 zu erkennen, wirkt sich nicht auf nickelbasislote aus. in kombination aus phasenselektion und eingrenzung können mit thermodynamischen berechnungen insgesamt realistische und mit den experimentellen daten aus der literatur übereinstimmende werte berechnet werden. anwendungsbezogen können in folge dessen chemische potentiale, volumenanteile, massegehalte und aktivitäten exakt bestimmt werden. erechnungen mit der aten ank t der einfluss von phosphor und kohlenstoff blieb bisher unberücksichtigt. da phosphor auch bei geringen gehalten erheblichen einfluss auf die solidusund a . 10. phasendiagramm des ni 620 nach phasenselektion, thermo-calc ys. 10. wykres równowagi faz lutu ni 620 po selekcji faz, wg programu thermo-calc a . 11. phasendiagramm des ni 620 nach phasenselektion mit 5% silizium, thermo-calc ys. 11. wykres równowagi faz lutu ni 620 po selekcji faz z zawartością 5% krzemu, wg programu thermo-calc a . 12. modifizierte achsendefinitionen im gleichgewichtsrechner ys. 12. zmodyfikowane definicje osi w układzie równowagi a . 13. phasendiagramm der ausgangszusammensetzung mit eingegrenzten achsendefinitionen ys. 13. wykres równowagi faz lutu o składzie wyjściowym z ograniczonymi defini-cjami osi a . 14. phasendiagramm mit erhöhten massenanteilen der metalloide bor und sili-zium ys. 14. wykres równowagi faz lutu ze zwiększonymi zawartościami wag. boru i krzemu w związkach międzymetalicznych 74 przegląd spawalnictwa 9/2013 a . 15. veränderung des druckes im gleichgewichtsrechner, thermocalc ys. 15. zmiana ciśnienia w układzie równowagi, wg programu thermocalc tcni5 tcfe7 phase fcc_l12 fcc_a1 ni mischkristall mb_b33 mb_b33 crb ni3b_do11 / ni3b --cr2b_orth cr2b m2b_tetr m2b_tetr ni2b liquidustemperatur hat, wurde in der ausarbeitung mit der datenbank tcfe7 zur ausgangszusammensetzung zusätzlich das chemische element in kombination mit kohlenstoff hinzulegiert. um beide datenbanken miteinander vergleichen zu können, ist anfangs die ausgangszusammensetzung ohne selektion und eingrenzungen in der tcfe7 berechnet worden (abb. 16). im vergleich zur tcni5 weisen einzelne phasen unterschiedliche nomenklaturen auf. in tabelle iii sind diese zueinander in beziehung gesetzt. des weiteren treten unterschiedliche phasen in der tcfe7 auf, die in tabelle iii zusammengestellt sind. zusammenfassend kann festgestellt werden, dass die berechnungen mit der tcfe7, obwohl sie für eisenbasiswerkstoffe optimiert ist, zu ähnlichen phasenverhältnissen, sowie liquidusund solidustemperaturen führen wie die berechnungen mit der tcni5. für „cr2b_orth“ konnte für unterschiedliche temperaa . 1 . phasendiagramm der ausgangszusammensetzung mit der tcfe7 ys. 1 . wykres równowagi faz lutu w stanie wyjściowym w banku danych tcfe7 ta elle iii. nomenklaturen von einzelnen phasen in den datenbanken ta lica iii. nazewnictwo poszczególnych faz w banku danych turen keine eindeutige stöchiometrie ermittelt werden. da eine derartige phase weder mit der datenbank tcni5 berechnet wurde noch im vierstoffsystem nach [4] existiert, ist diese, wie im abschnitt „selektieren der phasenzusammensetzungen“, in weiteren berechnungen ausgeschlossen worden. parallel zur vorgehensweise mit der tcni5 blieb auch das chromborid, in thermo-calc als „mb_b33“ ausgewiesen, unberücksichtigt. somit ergibt sich insgesamt das dargestellte phasendiagramm aus abb. 17: das hinzulegieren von phosphor, wie in abbildung 17 erkenntlich, hat erheblichen einfluss auf die solidusund liquiduslinie. dementsprechend resultiert eine solidustemperatur, die in guter übereinstimmung mit den angaben aus der norm ist. die liquiduslinie hingegen ist unverändert. trotz geringem gehalt an phosphor besteht ein großer einfluss auf das gesamtsystem. mit der benutzung der eisendatenbank können alternativ zur anwendung der tcni5 qualifizierte ergebnisse erzielt werden. a . 1 . phasendiagramm der ausgangszusammensetzung mit selektionen ys. 1 . wykres równowagi faz lutu w stanie wyjściowym z przeprowadzoną selekcją faz usammenfassung auf der grundlage der calphad methode wurden mittels thermocalc berechnungen zu standardisierten experimentell sehr gut untersuchten nickelbasisloten durchgeführt. die ersten berechnungen haben erwiesen, dass eine unreflektierte anwendung von thermocalc und den entsprechenden datenbanken zu berechnungsergebnissen führt, die nur eine minimale übereinstimmung mit experimentell ermittelten daten aufweisen. bei vertieften kenntnissen des betrachteten legierungssystems und einer entsprechenden strategie der phasenselektion ist es möglich, eine recht gute übereinstimmung mit den experimentellen ergebnissen zu erzielen. unter dem gesichtspunkt hochtemperaturlote und temperatur-zeit-zyklen simulationsgestützt weiter zu entwickeln lässt sich aus den ersten untersuchungen ableiten, dass die berechnungsergebnisse den einfluss von legierungselementen qualitativ recht gut widerspiegeln. diese ergebnisse müssen in jedem fall experimentell verifiziert werden. 75przegląd spawalnictwa 9/2013 literatur erzeichnis [1] balitchev e.: thermochemische und kinetische modellierung zur legierungsauswahl mehrphasiger systeme für das thixoforming und zur optimierung ihrer formgebungsprozesse, von der fakultät für bergbau, hüttenwesen und geowissenschaften der rheinisch-westfälischen technischen hochschule aachen, 2004, s.11-13. [2] hoyer i. m.: beitrag zur entwicklung von hochtemperaturloten auf ei-senbasis, dissertation zur erlangung des akademischen grades doktoringenieur, fakultät für maschinenbau der technischen universität chemnitz, 2008, s. 1. [3] kaufman l., bernstein h.: computer calculation of phase diagrams, academic press, new york, 1970. [4] knotek o., lugscheider e., reimann h. j.: vacsci. techn. vol. 12, no 4, july/aug., 1975. [5] löttgers j.: untersuchungen zum einfluss des tmperaturzyklus auf die gefügeausbildung von von hochtemperaturlötverbingungen mit nickelbasisloten, schweißen und schneiden, 34(9), 1982, s. 445-448. [6] schulz s.: „focus werkstoffe“, nutzung thermodynamischer datensätze zur simulation von werkstoffgefügen, beiträge der hochschule pforzheim, 2009, s. 12-15. [7] thermo-calc: http://www.thermocalc.com/databases.htm, databases, thermo calc software vielseitige software zur gezielten entwick-lung von werkstoffen und verfahren, auszug vom 20.06.2013. [8] thermo-calc: http://www.thermocalc.de/, produktinformation, thermo calc software vielseitige software zur gezielten entwicklung von werkstoffen und verfahren, auszug vom 20.06.2013. [9] din en iso 17672: hartlöten–lote (iso 17672:2010); deutsche fassung en iso 17672:2010, stand 08.2012, s. 15. mamy przyjemność zaprosić państwa do uczestnictwa w: 55. na k w -t ni n k n n i pawalni pod hasłem spawalnictwo w trzech żywiołach: ziemia – woda – powietrze organizowanej w dniach 14-16 października 2013 r. w gdańsku-sobieszewie przez: zakład inżynierii spajania politechniki gdańskiej, simp oddział w gdańsku, linde gaz polska konferencja odbędzie się w ośrodku wypoczynkowym „orle” położonym na wyspie sobieszewskiej niedaleko ujścia wisły do zatoki gdańskiej. w czasie konferencji przedstawione zostaną najnowsze osiągnięcia naukowe i techniczne z zakresu spawalnictwa. w programie konferencji przewidziane są również wycieczki techniczne oraz warsztaty. bliższych informacji udzielają: dr hab. inż. jerzy łabanowski: tel.: 58 34 72 366; jlabanow@pg.gda.pl dr inż. dariusz fydrych: tel.: 58 34 86 321; dfydrych@mech.pg.gda.pl politechnika gdańska, wydział mechaniczny, zakład inżynierii spajania, ul. narutowicza 11/12, 80-233 gdańsk, http://www.konferencjaspawalnicza.pl/ ps 4 2018 www.pdf 9przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 ocena możliwości spawania stali wysokowytrzymałych ulepszanych cieplnie evaluation of weldability of non-alloy high strength heat-treated steel dr inż. lechosław tuz – agh akademia górniczo-hutnicza, mgr inż. krzysztof sulikowski – roboty przemysłowe sp. o.o. autor korespondencyjny/corresponding author: ltuz@agh.edu.pl streszczenie w artykule przestawiono ocenę możliwości wykonania doczołowych złączy spawanych niestopowej stali o wysokiej wytrzymałości przy wykorzystaniu zrobotyzowanego stanowiska do spawania wiązką lasera. w oparciu o badania mikrostruktury i pomiary twardości doczołowego złącza spawanego zidentyfikowano istotne czynniki wpływające na możliwość zastosowania tej technologii dla łączenia stali ulepszanych cieplnie o wysokiej wytrzymałości. słowa kluczowe: stal o wysokiej wytrzymałości; spawanie laserowe; robotyzacja abstract the paper presents evaluation of weldability of non-alloy high strength heat-treated steel with the use of robotic station for laser welding. based on the microstructure assessment and hardness distribution in butt welded joint, the key factors and properties for use of such welding technology are identified. keywords: high-strength heat-treated steels; laser welding; robotics wstęp wśród obecnie dostępnych stali konstrukcyjnych można wyróżnić m.in. stale ulepszane cieplnie. wśród tych stali wg np. pn-en 10025-6 dostępne są stale o gwarantowanej granicy plastyczności do 960 mpa. z kolei w ofercie wytwórców stali np. ssab, czy tyssenkrupp znaleźć można stale o jeszcze wyższej wytrzymałości np. s1100, czy s1300. stale te jednak charakteryzują się ograniczoną spawalnością, co wynika z wielu czynników. w odniesieniu do łukowych metod spawania obserwowany jest m.in. brak odpowiednich materiałów dodatkowych lub negatywny wpływ cieplnego cyklu spawalniczego na właściwości mechaniczne. analizując stan dostawy, tj. po ulepszaniu cieplnym można spodziewać się twardych struktur np. martenzytycznej, czy martenzytyczno-bainitycznej. powoduje to, z jednej strony ograniczenie możliwości w zakresie obróbki skrawaniem podczas przygotowywania brzegów do spawania, a z drugiej negatywny wpływ oddziaływania ciepła. wprowadzenie do stali zbyt dużej ilości ciepła powoduje jej odpuszczanie. ciepło może być wprowadzone podczas spawania lub na skutek operacji cieplnych (zastosowanie zbyt wysokiej temperatury) podczas eksploatacji. wówczas może dojść do znacznego obniżenia właściwości mechanicznych w wyniku odpuszczania, a zatem i właściwości eksploatacyjnych wyrobu. wskazuje to zatem, że kluczowym dla procesu spawania jest odpowiednie sterowanie ilością ciepła wprowadzonego lechosław tuz, krzysztof sulikowski przeglad welding technology review do materiału. poprzez „odpowiednie sterowanie” należy tu rozumieć wprowadzanie na tyle dużej ilości ciepła, aby następowało topienie łączonych brzegów i tworzenie, po krystalizacji, spoiny przy zapewnieniu pełnego wtopienia, a na tyle małe, aby nie następowało odpuszczanie [2]. mając na uwadze powyżej wskazane trudności, przeprowadzono próby spawania stali konstrukcyjnej ulepszanej cieplnie o granicy plastyczności 1300 mpa. proces spawania prowadzono na zrobotyzowanym stanowisku spawalniczym. w artykule przedstawiono wyniki badań mikrostruktury przeprowadzone z wykorzystaniem mikroskopii świetlnej oraz skaningowej mikroskopii elektronowej. dodatkowo, dla uzyskania informacji o zmianie właściwości mechanicznych w swc przeprowadzono pomiary twardości metodą vickers’a. schemat stanowiska do spawania wiązką  laserową w celu uzyskania wymaganych wydajności proces spawania prowadzony był z wykorzystaniem stanowiska zrobotyzowanego. do spawania wykorzystano źródło laserowe ipg photonics o mocy 6 kw zamontowane na ramieniu doi:.http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v90i4 .873 10 przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 robota firmy fanuc. sterownie parametrami spawania realizowane było za pomocą układu sterowania robota. dodatkowo stanowisko wyposażone było w laserowy układ śledzenia rowka. system ten wykorzystywany był do szybkiego programowania trajektorii spawania. na rysunku 1 przedstawiono schemat połączenia poszczególnych elementów stanowiska, a na rysunku 2 model przykładowej celi spawalniczej. cechą charakterystyczną takiej celi jest szczelne odgrodzenie od otoczenia w celu uniknięcia zagrożenia utraty zdrowia i życia w wyniku działania promieniowania odbitego. wykorzystanie ramienia robota spawalniczego jako manipulatora ramieniem spawalniczym umożliwia szybkie, dokładne i powtarzalne przemieszczanie głowicy laserowej wzdłuż łączonych brzegów (rys. 3). daje to możliwość wykonywania precyzyjnych połączeń zarówno w cienkościennych elementach, jak i znacznie grubszych konstrukcjach. dodatkowo wykorzystanie wiązki laserowej pozwala na prowadzenie procesu spawania bezdotykowo, a przy wykorzystaniu odpowiednich układów optycznych odległość głowicy od spawanego elementu może wynosić nawet kilkaset milimetrów. z kolei wykorzystanie systemów komputerowego wspomagania procesów technologicznych, gdzie zdefiniowane są wszystkie elementy stanowiska, pozwala przeprowadzić szybkie projektowanie trajektorii spawania i wstępnie zweryfikować poprawność stosowanego oprzyrządowania (na eta pie projektu, a nie prób spawania). materiał do badań  materiałem do badań były blachy o grubości 4 mm ze stali o granicy plastyczności 1300 mpa o składzie chemicznym i wybranych właściwościach mechanicznych zawartych w tablicy i. blachy do spawania wycinano strumieniowościernie, a następnie oczyszczono z pozostałości rdzy i innych zabrudzeń. tak przygotowane elementy zestawiono ciętymi brzegami i połączono spoinami szczepnymi na końcach. proces spawania przeprowadzono prędkością 2 m/min przy mocy wiązki 4 kw. w wyniku procesu spawania uzyskano złącze doczołowe z pełnym wtopieniem i równomierną regularną granią. rys. 1. schemat integracji elementów stanowiska zrobotyzowanego spawania wiązką laserową fig. 1. scheme of key elements for laser welding station rys. 2.  przykładowa cela spawalnicza do spawania wiązką laserową – model w środowisku roboguide. stanowisko dwustronne z przesuwną kurtyną wyposażone w 2-osiowy pozycjoner fig. 2. example of laser welding station with the use of robot – designed with roboguide software rys. 3. przykład modelowania procesu technologicznego spawania dla stanowiska do spawania wiązką laserową wyposażonego w robot spawalniczy zintegrowany z pozycjonerem 2-osiowym. na pozycjonerze zamontowany detal – obudowa fig. 3. example of the welding process design for laser welding station with robot and 2-axis manipulator c si mn cr ti ni mo nb v cu s n p b ≤0,25 ≤0,50 ≤1,40 ≤0,80 0,02 ≤2,00 ≤0,70 0,04 ≤0,08 0,10 max 0,005 max 0,006 0,01 ÷0,02 (≤0,015) max 0,005 granica plastyczności, reh [mpa] wytrzymałość na rozciąganie, rm [mpa] wydłużenie, a [%] 1300 1400÷1700 8 tablica i. skład chemiczny i wybrane właściwości mechaniczne stali s1300ql wg ssab i thyssen krupp, analiza wytopowa, % wag. table i. chemical composition and selected mechanical properties of s1300ql steel acc. to ssab and tyssenkrupp data sheet, % wt. pakiet przewodów: – chłodzenie – przedmuch – doprowadzenie wiązki sterowanie źródłem wiązki, w tym: – moc wiązki generowanej – rodzaj wiązki (ciągła, impulsowa) sterowanie pozycjonerem/obrotnikiem w tym: – zorientowanie detalu – prędkość przeorientowania – położenie detalu (sztywność, powtarzalność) montaż głowicy i pozycjonowanie głowicy sterowanie robotem, w tym: – zorientowanie głowicy – położenie głowicy – prędkość dojazdu – prędkość spawania 11przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 ocena wizualna i badania makroskopowe  ocenę wizualną złącza spawanego przeprowadzono w oparciu o pn-en iso 17637 stosując wymagania poziomu jakości b wg pn-en iso 13919-1. na rysunku 4 przedstawiono przykładowe lico spoiny (a) oraz przekrój poprzeczny złącza spawanego (b). lico i grań mają regularny kształt. w badaniach makroskopowych widoczne jest obustronne niewielkie zapadnięcie lica mogące stanowić karb w przypadku pracy zmęczeniowej. spoina charakteryzuje się symetrycznym kształtem i równomierną szerokością (ok. 0,65 mm). współczynnik kształtu złącza b/h wynosi ok. 0,16. szerokość strefy wpływu ciepła nagrzanej powyżej ac1 nie przekracza 0,3 mm i jest wyraźnie zarysowana. w odległości do ok. 1 mm obserwowano odmienne zachowanie się stali podczas trawienia. wskazuje to, że poza „klasyczną swc”, tj. w obszarze nagrzania poniżej ac1 następuje zmiana właściwości będąca skutkiem oddziaływania cieplnego. badania mikroskopowe materiał rodzimy charakteryzuje się drobnoziarnistą strukturą martenzytyczną z dyspersyjnymi wydzieleniami węglików i węglikoazotków występującymi na granicach listew martenzytu i w ich wnętrzu. obecność tych wydzieleń wynika ze składu chemicznego stali i jest skutkiem dodatku v i nb. złącze spawane w obszarze swc charakteryzuje się trzema wyraźnymi strefami: przegrzania, normalizacji i bardzo wąskiej częściowego przekrystalizowania. w tych obszarach obserwowana jest struktura martenzytyczna. w obszarze rys. 4. widok lica spoiny (a) i makrostruktura w przekroju poprzecznym złącza (b) fig. 4. face of weld (a) and macrostructure in the cross-section of butt-welded joint (b) a) b) część i rys. 5. mikrostruktura złącza spawanego, trawienie 4% nital (opisy pod zdjęciami) part i fig. 5. microstructure of butt-welded joint, 4% nital etched swc – widok mikroskopowy. zarysowana pasmowość struktury. widoczne charakterystyczne obszary swc (od lewej): spoina, linia wtopienia, strefa przegrzania, normalizacji i częściowego przekrystalizowania spoina – strefa transkrystalizacji w osi spoiny. budowa grubokrystaliczna. struktura martenzytyczna – martenzyt listwowy 200 µm 100 µm nagrzanym w zakresie ac1÷ac3 (obszar częściowego przekrystalizowania) obserwowane są jasne pola świeżego martenzytu na tle ciemnej trawiącej się struktury wysokoodpuszczonego martenzytu. w obszarze przegrzania, tuż przy linii wtopienia, następuje nieznaczny rozrost ziarna. w obszarze poniżej ac1 o szerokości do 1 mm, na skutek obecności wydzieleń węglików i węglikoazotków na granicach byłego austenitu, ujawniają się te granice. dodatkowo za strefą częściowego przekrystalizowania obserwowane jest pojawienie się jasnych obszarów wynikających z odpuszczania i tworzenia się podziaren. w obszarze przegrzania następuje nieznaczny rozrost ziarna. w spoinie obserwowana jest struktura martenzytyczna, przy czym kryształy kolumnowe ułożone są od linii wtopienia do osi spoiny. wynika to z małej szerokości spoiny i szybkiego odprowadzenia ciepła do materiału rodzimego. w osi spoiny obserwowane jest zjawisko transkrystalizacji, czyli zachowania kierunku wzrostu kryształów kolumnowych do osi spoiny na całej jej długości. ze względu na dużą czystość stali (niską zawartość s i p) w obszarze styku kryształów nie obserwuje się pasma zanieczyszczeń. w stalach niestopowych o wytrzymałości do 355 mpa, w tym obszarze następuje wypychanie domieszek przez rosnące kryształy kolumnowe w wyniku czego następuje obniżenie temperatury krzepnięcia i strefa kryształów zamrożonych. można zatem oczekiwać, że w tym obszarze przy obniżonej energii linowej spawania tworzyć się może strefa dendrytów równoosiowych o przypadkowej orientacji. przykładowe mikrostruktury przedstawiono na rysunku 5 wraz z ich charakterystyką. 12 przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 podsumowanie  przeprowadzone próby spawania wskazują, że możliwe jest uzyskanie wysokiej jakości złączy spawanych stali wysokowytrzymałej o gwarantowanej granicy plastyczności 1300 mpa przy wykorzystaniu wiązki laserowej bez dodatku materiału dodatkowego. brak zastosowania materiału dodatkowego wymaga dokładnego przygotowania brzegów do spawania dla zapewnienia równoległości brzegów łączonych przy możliwie wąskiej szczelinie (poniżej 0,1 mm), co powoduje, że uzyskiwane jest lekko wypukłe lico i grań spoiny. oddziaływanie szybkiego cyklu cieplnego i lokalnego oddziaływania wysokiej temperatury powoduje, że uzyskiwane spoiny i swc są bardzo wąskie, a szybkie odprowadzanie ciepła umożliwia zajście zjawiska transkrystalizacji. niska zawartość domieszek powoduje, że w osi spoiny nie występuje obszar nagromadzenia zanieczyszczeń wpływających na skłonność cześć ii rys. 5. mikrostruktura złącza spawanego, trawienie 4% nital (opisy pod zdjęciami) part ii fig. 5. microstructure of butt-welded joint, 4% nital etched obszar przy linii wtopienia z widocznym obszarem przegrzania obszar normalizowania (1) i częściowego przekrystalizowania (2) strefa wysoko odpuszczonego martenzytu nagrzany do temperatury poniżej ac1 (widoczne granice byłego austenitu) materiał rodzimy – struktura martenzytu odpuszczonego 20 µm 20 µm 100 µm 50 µm 1 2 pomiary twardości pomiary twardości wykonano metodą vickers’a przy obciążeniu wgłębnika 1 kg. pomiary wykonywano wzdłuż linii pomiarowej w środku grubości złącza od swc, przez spoinę i swc po przeciwnej stronie do materiału rodzimego. rozkład twardości wskazuje, że w obszarze swc następuje wzrost twardości do 440 hv1 (rm = 1462 mpa). po stronie materiału rodzimego, za obszarem częściowego przekrystalizowania obserwowany jest znaczny spadek twardości do ok. 320 hv1 (rm = 1006 mpa). w materiale rodzimym twardość wynosi ok. 430 hv1 (rm = 1405 mpa). wskazuje to, że w wyniku procesu spawania wiązką laserową następuje zmiękczanie materiału – strefa zmiękczenia. strefa ta ma stosunkowo niewielką szerokość – ok. 0,6÷0,8 mm, co powoduje, że w przy padku statycznego rozciągania, obszar ten pomimo niższej wytrzymałości na rozciąganie, nie wpływa na wytrzymałość całego złącza spawanego. 13przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 literatura [1] tasak e.: metalurgia spawania, wydawnictwo jak, kraków 2008. [2] tasak e., ziewiec a.: spawalność materiałów konstrukcyjnych tom 1. spawalność stali, wydawnictwo jak, kraków 2009. [3] pn-en iso 17637 badania nieniszczące złączy spawanych – badania wizualne złączy spawanych [4] pn-en iso 13919-1 spawanie – złącza spawane wiązką elektronów i wiązką promieniowania laserowego –wytyczne do określania poziomów jakości według niezgodności spawalniczych – część 1: stal [5] pn-en 10025-6 wyroby walcowane na gorąco ze stali konstrukcyjnych – część 6: warunki techniczne dostawy wyrobów płaskich o podwyższonej granicy plastyczności w stanie ulepszonym cieplnie do pęknięć podczas spawania. co więcej, mimo spadku twardości w swc (strefa zmiękczenia) nie następuje utrata właściwości mechanicznych złącza spawanego (wytrzymałości doraźnej). można jednak przypuszczać, że może to wpływać na wytrzymałość zmęczeniową. w obszarze złącza spawanego obserwowana jest struktura martenzytyczna o budowie martenzytu listwowego. praca.realizowana.w.ramach.projektu.pt .:.„opracowanie.i.wdrożenie.innowacyjnej,.wysokowydajnej.technologii.łączenia. stali.wysokowytrzymałej.o.granicy.plastyczności.1300.mpa.wiązką.laserową.z.wykorzystaniem.zrobotyzowanego.stanowiska”. poir .01 .01 .01-00-1072/15 . 00 referaty ps 10 2017 www 47przegląd  spawalnictwa vol. 89 10/2017 napawanie wiązką elektronów przy użyciu drutu electron beam cladding with wire dr inż. marek st. węglowski, mgr inż. sylwester błacha – instytut spawalnictwa. autor korespondencyjny/corresponding author: marek.weglowski@is.gliwice.pl streszczenie celem pracy było przeprowadzenie badań w zakresie napawania przy użyciu wiązki elektronów i materiału dodatkowego w postaci drutu. zakres pracy obejmował zbadanie wpływu warunków technologicznych tj.: prędkości podawania drutu, natężenia prądu wiązki, prędkości przesuwu, napięcia przyspieszającego na stabilność procesu napawania oraz wymiarów geometrycznych napoin. przeprowadzone badania wykazały, iż przy niskim natężeniu prądu wiązki proces napawania nie jest stabilny. nadlew nie jest równomierny, można zaobserwować nierównomierność szerokości, wysokości i prostoliniowości nadlewu. przy zbyt wysokim napięciu przyspieszającym oraz natężeniu prądu wiązki można zaobserwować przetopienie płyty próbnej na wskroś i wyciek w grani. przeprowadzone badania wykazały również, iż wzrost prędkości napawania (przesuwu stołu) powoduje zmniejszenie szerokości lica oraz wysokości nadlewu. słowa kluczowe: napawanie wiązką elektronów; inżynieria powierzchni abstract the aim of the presented work was to carry out the research on electron beam cladding with a wire as a filler material. the scope of the work was to investigate the influence of technological parameters such as: wire feed rate, beam current, travelling speed, acceleration voltage on stability of the cladding process and geometric dimensions of the padding welds. the research revealed that, at low beam currents, the cladding process is unstable. the padding weld reinforcement is non-uniform. irregularity of the width, height and straightness of the padding welds can be observed. at too high acceleration voltage and beam current, burn-through of plate and excess penetration weld can be revealed. the study also showed that increase of the cladding rate (travelling speed on the table) results in reduced face width and padding weld reinforcement. keywords: electron beam cladding; surface engineering wprowadzenie biorąc pod uwagę stale rosnące wymagania wobec materiałów, elementów i narzędzi w zakresie trwałości, poprawy własności użytkowych i obniżenia kosztów produkcji, inżynieria powierzchni jest prężnie rozwijającą się dziedziną nauki i techniki. wśród wielu stosowanych technologii spawalniczych, które mogą być wykorzystywane do wykonywania warstw o unikalnych własnościach, są również technologie elektronowe, które głównie są stosowane do łączenia elementów [1,2]. wysoka gęstość energii, precyzja prowadzenia procesu, atmosfera ochronna w postaci próżni powoduje, że proces ten w wielu przypadkach jest jedynym rozwiązaniem, jakie może być zastosowane lub też, który zapewni najwyższe oczekiwane własności użytkowe modyfikowanych powierzchni. w przypadku braku możliwości prowadzenia procesów w próżni można zastosować urządzenia z częściową próżnią lub bezpróżniowe [3]. proces napawania przy wykorzystaniu wiązki elektronów jest unikatową technologią umożliwiającą wprowadzenie bezpośrednio do jeziorka ciekłego metalu materiału marek st. węglowski, sylwester błacha przeglad welding technology review dodatkowego w postaci proszku lub drutu. dodatkowo możliwa jest rafinacja ciekłego metalu, gdyż proces prowadzony jest w próżni (rys. 1). rys. 1. schemat procesu napawania wiązką elektronów przy użyciu drutu fig. 1. scheme of electron beam cladding process using wire działo elektronowe przesuw elementu wiązka elektronów jeziorko ciekłego metalu warstwa napawania podajnik drutu podłoże doi:.http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v89i10 .817 48 przegląd  spawalnictwa vol. 89 10/2017 rys. 2. a) schemat wzajemnego usytuowania końcówki materiału dodatkowego względem wiązki elektronów, b) techniki wprowadzania materiału dodatkowego [7] fig. 2. a) scheme of the mutual position of the tip of the additive material to the electron beam, b) the techniques of introducing the filler material [7] nowoczesne urządzenia zapewniają precyzyjną regulację parametrów wiązki, takich jak np. moc wiązki, czy wiel kość ogniska. jest to szczególnie ważne w celu zapewnienia minimalnego wtopienia, minimalnej objętości stopionego metalu, a z drugiej strony wykorzystania energii wiązki o gęstości aż do 1012 w/m2. procesy napawania mogą być prowadzone w jednym przejściu lub też wielokrotnie co umożliwia optymalizację składu chemicznego i własności uzyskanych warstw [4]. podobnie jak w przypadku napawania wiązką laserową, technologia wykorzystująca skoncentrowaną wiązkę elektronów zapewnia [5,6]: – możliwość wykonywania napoin z materiałów znacznie różniących się składem chemicznym; – bardzo mały udział metalu podłoża w napoinie; – bardzo dużą dokładność i powtarzalność napawanych przedmiotów o niemal dowolnym kształcie powierzchni roboczej; – układanie bardzo cienkich warstw o grubości od 0,1 mm; grubsze warstwy uzyskuje się poprzez napawanie wielowarstwowe; – bardzo małe oddziaływanie cieplne na napawany materiał, minimalne naprężenia i odkształcenia spawalnicze; – łatwość automatyzacji. należy zwrócić uwagę na fakt, iż w porównaniu do procesu napawania przy użyciu wiązki laserowej nie ma konieczności stosowania i pozycjonowania dysz doprowadzających gaz osłonowy. napawanie wiązką elektronów z materiałem dodatkowym, w postaci drutu jest procesem trudniejszym technicznie w porównaniu do przetapiania powierzchni. konieczne jest zapewnienie stabilności procesu napawania poprzez precyzyjny dobór szeregu parametrów technologicznych. na rysunku 2 przedstawiono geometrię wzajemnego usytuowania końcówki drutu względem wiązki elektronów oraz techniki podawania materiału dodatkowego. głównymi parametrami technologicznymi procesu napawania wiązką elektronów są: napięcie przyspieszające, natężenie prądu wiązki, prędkość przesuwu, średnica wiązki na powierzchni elementu napawanego, ciśnienie (próżnia) wewnątrz komory, prędkość podawania drutu, kąt wprowadzania drutu, długość wolnego wylotu, położenie końcówki drutu względem wiązki elektronów i jeziorka ciekłego metalu (rys. 2a), sposób podawania drutu (rys. 2b). proces napawania wiązką elektronów może być prowadzony przy użyciu drutów litych oraz proszkowych. w przypadku drutów proszkowych zbyt duża ilość wydzielanych gazów powoduje zakłócenia w procesie napawania. nie ma możliwości prowadzenia procesu napawania wiązką elektronów drutami proszkowymi samoosłonowymi. napawanie przy użyciu wiązki elektronów jest szczególnie przydatne do napawania stalami stopowymi, odpornymi na korozję oraz metalami reaktywnymi. morimoto i inni [8] przedstawili wyniki badań procesu napawania stali austenitycznej x6crnimoti17-12-2 i stali duplex x2crnimon22-5-3 dwoma drutami: fe – 79,2%, c – 0,4%, cr – 17,9%, mo – 1,2%, si < 1%, mn – 0,7% i co – 59,2%, c – 1,8%, cr – 31%, w – 8%. proces napawania pozwolił uzyskać wzrost twardości warstwy napawanej do 550 hv0,3 oraz wzrost odporności na korozję. również jung i inni [9] wykazali, że napawanie wiązką elektronów stali stopowej x6crnimoti17-12-2 oraz stali dupleks x2crnimon22-5-3 umożliwia wzrost odporności na zużycie w warunkach tarcia przy zachowaniu odporności na korozję. proces napawania wiązką elektronów może być wykorzystany do naprawy uszkodzonych elementów maszyn. richter i inni [10] przeprowadzili proces napawania wiązką elektronów drutem w gatunku corodur 300 wału wykonanego ze stali ulepszanej cieplnie 34crmo4. proces napawania wiązką elektronów może być prowadzony przy użyciu taśmy lub folii. ważnym jednak jest precyzyjny dobór warunków technologicznych procesu, tak by nie następowało wymieszanie materiału dodatkowego z materiałem podłoża [11]. la barbera i inni [12] przedstawili wyniki badań procesu napawania wiązką elektronów stali niestopowej przy użyciu taśmy ze stali x5crnimo17-12-2. badania obejmowały określenie wpływu procesu napawania na odporność korozyjną, budowę mikrostrukturalną oraz własności mechaniczne. badania potwierdziły, że zastosowanie zbyt dużej gęstości mocy powoduje nadmierne wymieszanie z materiałem podłoża, rozpuszczenie składników stopowych co powoduje występowanie przemiany martenzytycznej. mikrostruktura warstwy napawanej składała się z ferrytu-delta, austenitu oraz martenzytu. w mikrostrukturze zidentyfikowano również węgliki typu m6c. przeprowadzone badania wykazały zmniejszenie odporności na korozję warstwy napawanej w porównaniu do stali x5crnimo17-12-2 oraz wzrost twardości. proces napawania wiązką elektronów w próżni jest szczególnie użyteczny w przypadku napawania materiałów ze stopów reaktywnych, takich jak: tytan, niob, molibden. w pracy [11] przedstawiono wyniki napawania stali stopowej x5crni18-10 o grubości 3 mm taśmą tytanową o grubości od 0,1 do 0,3 mm. autorzy wykazali, że precyzyjne kontrolowanie gęstości energii jest sprawą a) b) 49przegląd  spawalnictwa vol. 89 10/2017 zasadniczą przy napawaniu cienkimi taśmami. właściwą jakość warstwy napawanej uzyskano przy gęstości energii w zakresie od 0,05 do 0,12 kw/mm2. w pracy przedstawiono wyniki badań procesu napawania drutem ze stali stopowej. zakres pracy obejmował zbadanie wpływu warunków technologicznych procesu tj.: prędkość podawania drutu, natężenie prądu wiązki, prędkość przesuwu, napięcie przyspieszające na stabilność procesu napawania oraz geometrię napoin. metodyka badań próby napawania były prowadzone na płytach próbnych o wymiarach 200 x 80 x 10 mm ze stali niestopowej w gatunku s355jr. powierzchnia płyt przed napawaniem została wstępnie sfrezowana oraz oczyszczona przy użyciu acetonu. jako materiał dodatkowy został wykorzystany drut o średnicy 1,2 mm ze stali stopowej w gatunku lnm307 (lincoln electric) – stal typu 18-8. badania technologiczne były przeprowadzone przy użyciu urządzenia do spawania i modyfikowania powierzchni model xw150:30/756 (cambridge vacuum engineering). urządzenie zostało wyposażone w podajnik drutu umożliwiający wykorzystywanie materiałów dodatkowych w postaci szpuli o wadze do 15 kg. badania przeprowadzono przy stałym pozycjonowaniu końcówki drutu względem wiązki elektronów. kąt podawania drutu wynosił 30°, a ciśnienie wewnątrz komory było na poziomie 5•10-5 mbar, natężenie prądu wiązki wynosiło od 1 do 30 ma, napięcie przyspieszające wynosiło od 60 do 150 kv, prędkość podawania drutu wynosiła od 600 do 3600 mm/min, a prędkość przesuwu stołu wynosiła od 200 do 7000 mm/min. wyniki badań i analiza  celem pracy było określenie wpływu wybranych warunków technologicznych napawania przy użyciu wiązki elektronów na szerokość lica i wysokość nadlewu. badania prowadzono dla jednego materiału dodatkowego w gatunku lnm307. w pierwszym etapie określono wpływ prędkości podawania drutu na szerokość lica oraz wysokość nadlewu. badania przeprowadzono przy stałej wartości natężenia prądu wiązki i = 5, 15 i 30 ma oraz stałej wartości napięcia przyspieszającego u = 60, 80, 100, 120 i 150 kv. prędkość przesuwu stołu była stała i wynosiła vs = 800 mm/min. na podstawie zebranych danych eksperymentalnych opracowano zależności empiryczne pomiędzy prędkością podawania drutu a szerokością lica oraz wysokością nadlewu przy stałym napięciu przyspieszającym i stałym natężeniu prądu wiązki. na rysunkach 3 i 4 przedstawiono wpływ prędkości podawania drutu vd na wysokość nadlewu h i szerokość lica b odpowiednio dla u = 60 kv (rys. 3) i u = 150 kv (rys. 4) oraz dla vs=800 mm/s. analiza danych wykazała, iż dla stałej mocy wiązki i prędkości przesuwu dla procesu napawania wiązką elektronów przy użyciu drutu możliwe jest określenie parametrów technologicznych, dla których proces napawania przebiega stabilnie. przy zbyt małych prędkościach podawania drutu zaobserwowano, że proces jest niestabilny. zbyt duża moc wiązki elektronów topi materiał dodatkowy na większym odcinku oraz w większym stopniu oddziałuje na materiał podstawowy. może to spowodować przerywanie tworzącego się mostka ciekłego metalu, tworzenie się kropli na końcówce drutu i chwilowe zaburzenie stabilności procesu napawania analogicznie jak przy napawaniu laserowym [13]. zaburzenia te można zaobserwować dla napoin przedstawionych na rysunku 5. rys. 3. wpływ prędkości podawania drutu vd na wysokość nadlewu h i szerokość lica b dla u = 60 kv, vs = 800 mm/s fig. 3. influence of the wire feed rate vd on the padding weld height h and face width b for u = 60 kv, vs = 800 mm/s rys. 4. wpływ prędkości podawania drutu vd na wysokość nadlewu h i szerokość lica b dla u = 150 kv, vs = 800 mm/s fig. 4. influence of the wire feed rate vd on the padding weld height h and face width b for u = 150 kv, vs = 800 mm/s rys. 5. widok napoin uzyskanych dla różnych prędkości podawania drutu: 1– 600 mm/min, 2 – 700 mm/min, 3 – 800 mm/min, 4 – 900 mm/min, 5 – 1000 mm/min, 6 – 1100 mm/min przy napięciu przyspieszającym u = 80 kv i natężeniu prądu wiązki i = 5 ma fig. 5. view of the padding welds obtained for different feed rates of wire: 1 – 600 mm/min, 2 – 700 mm/min, 3 – 800 mm/min, 4 – 900 mm/min, 5 – 1000 mm/min, 6 – 1100 mm/min with the accelerating voltage u = 80 kv and the beam current i = 5 ma 1 3 52 4 6 s ze ro ko ść li ca [m m ] prędkość podawania drutu [mm/min] w ys ok oś ć na dl ew u [m m ] prędkość podawania drutu [mm/min] s ze ro ko ść li ca [m m ] w ys ok oś ć na dl ew u [m m ] 50 przegląd  spawalnictwa vol. 89 10/2017 przy zbyt dużej prędkości podawania drutu, ilość dostarczanej energii jest niewystarczająca do stabilnego procesu stapiania drutu. drut jest głębiej wprowadzany do obszaru oddziaływania wiązki elektronów i ogranicza możliwość tworzenia kanału gazodynamicznego. zwiększona objętość materiału dodatkowego zalewa tworzący się kanał oraz powoduje, że samo jeziorko jest większe. nadmiar materiału dodatkowego powoduje ponadto, iż ciekły metal wypychany jest w niekontrolowany sposób, tworząc nadmierny nadlew (rys. 6). przy napięciu przyspieszającym 120 kv nierównomierność wysokości nadlewu zaobserwowano przy prędkości podawania drutu od vd = 3000 mm/min. natężenia prądu, wzrost szerokości lica jest coraz mniejszy. jest to związane z faktem, iż wraz ze wzrostem natężenia prądu rośnie głębokość wtopienia i rośnie udział materiału dodatkowego w obszarze materiału podstawowego. przy zbyt dużym natężeniu prądu wiązki (przy i = 28 i 30 ma, u = 150 kv) zaobserwowano, że szerokość lica maleje i następuje przetopienie płyty próbnej na wskroś oraz wyciek stopionego materiału poza obszar grani. analizując dane przedstawione na rysunku 8, można ponadto zauważyć, iż wraz ze wzrostem napięcia przyspieszającego rośnie szerokość lica. wzrost napięcia przyspieszającego (podobnie jak wzrost natężenia prądu wiązki) powoduje wzrost prędkości elektronów i wzrost ich energii kinetycznej. większa energia dostarczana do materiału dodatkowego powoduje, iż ciekły materiał jest „rozprowadzany” po większej powierzchni nagrzanej do wyższej temperatury, nie ma efektu ograniczania szerokości lica spowodowanego zjawiskiem leidenfrosta [7]. rys. 6. nierównomierność wysokości nadlewu spowodowana zbyt dużą prędkością podawania drutu, vd = 3600 mm/min, u = 120 kv, i = 15 ma, vs = 800 mm/min fig. 6. unevenness of the padding weld height caused by too high wire feed rate, vd = 3600 mm/min, u = 120 kv, i = 15 ma, vs = 800 mm/min rys.  8.  wpływ natężenia prądu wiązki na szerokość lica b dla vd = 1000 mm/min, vs = 800 mm/min fig.  8. influence of beam current on the face width b for vd = 1000 mm/min, vs = 800 mm/min rys.  9.  wpływ natężenia prądu wiązki na wysokości nadlewu h dla vd = 1000 mm/min, vs = 800 mm/min fig.  9. influence of beam current on the padding weld height h for vd = 1000 mm/min, vs = 800 mm/min rys. 7. makrostruktura napoin uzyskanych dla różnych prędkości podawania drutu: 1 – 600, 2 – 800, 3 – 1000, 4 – 1200, 5 – 1400, 6 – 1600, 7 – 1800, 8 – 2000, 9 – 2200, 10 – 2400, 11 – 2600, 12 – 2800 mm/min, u = 150 kv, i = 30 ma fig. 7. macrostructure of the padding welds obtained for different feed rates of wire: 1 – 600, 2 – 800, 3 – 1000, 4 – 1200, 5 – 1400, 6 – 1600, 7 – 1800, 8 – 2000, 9 – 2200, 10 – 2400, 11 – 2600, 12 – 2800 mm/min, u = 150 kv, i = 30 ma przeprowadzone badania wykazały, iż materiał dodatkowy w postaci drutu podawany do obszaru napawania w znacznym stopniu zużywany jest na wytworzenie nadlewu, którego wysokość wzrasta wraz ze wzrostem prędkości podawania drutu. jednak, w przypadku gdy napięcie przyspieszające osiąga wartość 150 kv, a natężenie prądu wiązki 30 ma moc wiązki jest na tyle duża, że następuje przetopienie na wskroś płyty próbnej (o grubości 10 mm) i wyciek materiału dodatkowego oraz podstawowego poza obszar grani (rys. 7). w drugim etapie prowadzonych badań określono wpływ zmiany natężenia prądu wiązki na szerokość lica oraz wysokość nadlewu (rys. 8 i 9) przy stałej wartości prędkości podawania drutu vd = 1000 mm/min i stałej wartości napięcia przyspieszającego u = 60, 80, 100, 120 i 150 kv. prędkość przesuwu stołu była stała i wynosiła vs = 800 mm/min. analiza zebranych danych pomiarowych wykazała, iż przy niskim natężeniu prądu wiązki przy stałym napięciu przyspieszającym proces napawania nie jest stabilny. nadlew nie jest równomierny i można zaobserwować nierównomierność szerokości, wysokości i prostoliniowości nadlewu [13]. jest to spowodowane zbyt małą mocą wiązki. zbyt mała energia jest dostarczana na stopienie materiału dodatkowego oraz podłoża. w przypadku gdy wzrasta napięcie przyspieszające, minimalna wartość natężenia prądu wiązki przy której proces jest stabilny maleje. przykładowo przy napięciu przyspieszającym 60 kv, proces napawaniajest stabilny dla i > 10 ma, a przy u = 150 kv, dla i > 7 ma. dalszy wzrost natężenia prądu wiązki powoduje wzrost szerokości lica (rys. 8). jednak można zauważyć, iż wraz ze wzrostem 1 3 5 8 112 4 7 106 9 12 s ze ro ko ść li ca [m m ] natężenie prądu wiązki [ma] natężenie prądu wiązki [ma] w ys ok oś ć na dl ew u [m m ] 51przegląd  spawalnictwa vol. 89 10/2017 rys.  10.  wpływ prędkości przesuwu stołu na szerokość lica dla i = 15 ma, vd = 1000 mm/min fig. 10. influence of the table travelling speed on the face width for i = 15 ma, vd = 1000 mm/min rys. 11.  wpływ prędkości przesuwu stołu na wysokość nadlewu dla i = 15 ma, vd = 1000 mm/min fig. 11. influence of the table travelling speed on the padding weld height for i = 15 ma, vd = 1000 mm/min przeprowadzone badania wykazały ponadto, że nie ma wyraźnego związku pomiędzy natężeniem prądu wiązki a wysokością nadlewu (rys. 9). przy niskich napięciach przyspieszających u = 60 i 80 kv zaobserwowano zmniejszenie wysokości nadlewu wraz ze wzrostem natężenia prądu, natomiast przy wyższych napięciach przyspieszających następuje wzrost wysokości nadlewu. jednym z parametrów technologicznych mogących znacząco wpływać na geometrię napoin, a jednocześnie mającym wpływ na koszty napawania jest prędkość napawania (prędkość przesuwu). w pracy wpływ prędkości przesuwu stołu na wysokość nadlewu i szerokość lica (rys. 10 i 11) wyznaczono przy stałej wartości natężenia prądu wiązki i=15 ma i napięciu przyspieszającym u = 60, 80, 100, 120 i 150 kv. prędkość podawania drutu wynosiła vd=1000 mm/min. przeprowadzone badania wykazały, iż wzrost prędkości przesuwu stołu powoduje zmniejszenie szerokości lica oraz wysokości nadlewu. jest to związane z faktem, iż wraz ze zwiększeniem prędkości przesuwu stołu w jednostce czasu do obszaru napawania wprowadzana jest mniejsza ilość materiału dodatkowego, a co za tym idzie maleje objętość napoiny. wnioski  na podstawie przeprowadzonych badań można sformułować następujące wnioski: – stabilny proces napawania wiązką elektronów przy użyciu drutu jest możliwy, jednak przy określonych warunkach technologicznych procesu w zależności od gatunku materiału dodatkowego; – wzrost prędkości podawania drutu przy stałym napięciu przyspieszającym oraz natężeniu prądu wiązki powoduje wzrost wysokości nadlewu oraz zmniejszenie szerokości lica; – wzrost natężenia prądu wiązki powoduje wzrost szerokości lica; – wzrost prędkości napawania powoduje zmniejszenie szerokości lica oraz wysokości nadlewu; – wzrost napięcia przyspieszającego powoduje wzrost szerokości lica oraz zmniejszenie wysokości nadlewu. przedstawione.badania.zostały.przeprowadzone.w.ramach.działalności.statutowej.instytutu.spawalnictwa.. finansowanej.przez.ministerstwo.nauki.i.szkolnictwa.wyższego. literatura [1] m.st. węglowski, j. dworak, s. błacha: spawanie wiązką elektronów – charakterystyka metody, biuletyn instytutu spawalnictwa, vol. 5, nr 3, s. 25-32, 2014. [2] j. pilarczyk, m.st. węglowski: wykorzystanie wiązki elektronów w spawaniu i technologiach pokrewnych, biuletyn instytutu spawalnictwa, vol. 58, nr 5, s. 81-87, 2014. [3] m.st. węglowski, j. dworak, s. błacha: spawanie wiązką elektronów – urządzenia, biuletyn instytutu spawalnictwa, vol. 58, nr 4, s. 46-52, 2014. [4] p. adamiec, j. dziubiński: wytwarzanie i właściwości warstw wierzchnich elementów maszyn transportowych, wydawnictwo politechniki śląskiej, gliwice, 2005. [5] j. dworak, m. banasik, s. stano: napawanie laserowe – możliwości technologiczne procesu, seminarium instytutu spawalnictwa pt. nowoczesne technologie spajania – praktyczne zastosowania przemysłowe, gliwice, 2013. [6] m. banasik, j. dworak, s. stano: spajanie laserowe ze spoiwem – technologie i zakres zastosowań, seminarium instytutu spawalnictwa pt. nowoczesne technologie spajania – praktyczne zastosowania przemysłowe, gliwice, 2013. [7] j. zhao, b. zhang, a. li, et al.: effects of metal-vapor jet force on the physical behavior of melting wire transfer in electron beam additive manufacturing, journal of materials processing technology, vol. 220, pp. 243-250, 2015. [8] j. morimoto, n. abe, f. kuriyama, et al.: formation of a cr3c2/ni-cr alloy layer by an electron beam cladding method and evaluation of the layer properties, vacuum, vol. 62, pp. 203-210, 2001. [9] a. jung, r. zenker, j. gleißner, et al.: elektronenstrahl-randschichtbehandlung für die herstellung verschleißbeständiger auftragschichten auf nichtrostenden stählen, materialwissenschaft und werkstofftechnik, vol. 45, s. 486-495, 2014. [10] a. richter, th. krüssel, c. just: deposition welding with the electron beam as repair technology, international electron beam welding conference, aachen, 2012. [11] m. tomie, n. abe, m. yamada, et al.: electron beam cladding of titanium on stainless steel plate, transactions of jwri, vol. 19, pp. 51-55, 1990. [12] a. la barbera, a. mignone, s. tosto, et al.: electron beam cladding and alloying of aisi 316 on plain carbon steel: microstructure and electrochemical corrosion behaviour, surface and coatings technology, vol. 46, pp. 317-329, 1991. [13] j. pilarczyk, m. banasik, s. stano, j. dworak: badanie i opracowanie warunków technologicznych procesu spawania laserowego z materiałem dodatkowym w postaci drutu, sprawozdanie ci-19 z realizacji projektu badawczego nr n n503 241538, instytut spawalnictwa, 2012. s ze ro ko ść li ca [m m ] prędkość przesuwu stołu [mm/min] prędkość przesuwu stołu [mm/min] w ys ok oś ć na dl ew u [m m ] 201312_pspaw_25gt.pdf 54 przegląd spawalnictwa 12/2013 krzysztof dragan michał dziendzikowski artur kurnyta adam latoszek wykrywanie uszkodzeń w konstrukcji samolotu w trakcie realizacji pełnoskalowej próby zmęczeniowej z wykorzystaniem czujników zintegrowanych damage detection in the aircraft structure  during the full scale fatigue test with the  use of integrated sensors operated r inż. krzysztof ragan, mgr ichał ziendzikowski, mgr inż. art r k rnyta, inż. adam latoszek – instytut techniczny wojsk lotniczych. st p monitorowanie konstrukcji lotniczych z uwagi na możliwość wystąpienia uszkodzeń jest istotnym czynnikiem systemu eksploatacji statków powietrznych abstract providing reliable and universal structural health monitoring (shm) system allowing for remote aircraft inspections and maintenance costs reduction is one of the major issues in the aerospace industry. shm based on guided lamb waves is one of the approach able to address the matter and satisfy all the requirements. in the paper a holistic approach for the continous real time damage growth monitoring and early damage detection of the aircraft structure is presented. the main component of the system is piezoelectric transducers (pzt) network. these are complemented by other shm methods: comparative vacuum monitoring (cvmtm) and resistance gauges at selected aircraft hot-spots. description of damage detection capabilities are delivered in the paper. in particular some issues concerning the statistical inference about a damage presence and its growth are discussed. streszczenie opracowanie niezawodnych systemów zautomatyzowanego monitorowania stanu konstrukcji lotniczych (shm), pozwalających na zdalną ocenę stanu danego statku powietrznego oraz obniżenie kosztów jego eksploatacji stanowi jeden z wiodących kierunków rozwoju technologii w przemyśle lotniczym. jedną z idei budowy takiego systemu jest wykorzystanie fal lamba wzbudzonych w danym elemencie konstrukcji przez sieć przetworników piezoelektrycznych pzt. w artykule przedstawiono holistyczną koncepcję detekcji uszkodzeń oraz bieżącego monitorowania ich rozwoju w strukturze samolotu. trzon systemu stanowią czujniki pzt, uzupełnione w wybranych lokalizacjach przez czujniki rezystancyjne oraz próżniowe cvmtm. w artykule poruszono wybrane zagadnienia związane z opracowywanym systemem, w szczególności dotyczące wnioskowania o obecności oraz rozwoju uszkodzenia, jak również przedstawiono przykładowy wynik działania systemu. (sp) [1]. obecnie stosowane techniki diagnostyczne obejmują w większości przeglądy wizualne lub przeglądy z wykorzystaniem metod badań nieniszczących ndt (non destructive testing – ndt) [2, 3]. stosowane metody przeglądów są czasochłonne i kosztowne, a wyniki badań zależne od tzw. czynnika ludzkiego (doświadczenia personelu wykonującego badania oraz czynników takich jak zmęczenie osoby wykonującej badanie, temperatury otoczenia, oświetlenia, 55przegląd spawalnictwa 12/2013 hałasu itp.) [4]. czasochłonność i koszty są związane z odpowiednią ilością czasu pracy personelu technicznego, jak również często koniecznością demontażu niektórych elementów sp. stosowanie nowoczesnych technik diagnostycznych opartych na zautomatyzowanych badaniach nieniszczących znacząco zmniejsza ilość składowych wpływających na zależność wyników badań od czynników zewnętrznych, jak również zmniejsza czas badania [5]. kolejną istotną zaletą jest możliwość rejestracji i archiwizacji wyników w celu późniejszego porównywania, co stanowi wstęp do ciągłego monitorowania. jednakże takie badania muszą być wykonywane w określonych odstępach, co powoduje wyłączanie sp z eksploatacji na czas przeglądu. alternatywą jest zastosowanie monitorowania takich struktur z wykorzystaniem odpowiednich metod umożliwiających rejestrację sygnału bez konieczności demontażu elementu lub wyłączania go na dłuższy czas z eksploatacji. metody takie polegają na zabudowaniu w określonych, krytycznych elementach – odpowiednich czujników pomiarowych, dokonujących pomiaru za pomocą metod odpowiednich dla klasyfikacji, i wykrycia poszczególnych rodzajów uszkodzeń i należą do grupy technik określanych jako monitorowanie struktury (tzw. structural health monitoring – shm) [6, 7]. w artykule przedstawione zostanie podejście do monitorowania konstrukcji lotniczych z wykorzystaniem czujników piezoelektrycznych (pzt) generujących fale sprężyste, opracowywanym w ramach projektu symost [8, 9]. systemy monitorowania str kt ry samo ot jako platformę do testowania opracowywanych rozwiązań wykorzystano samolot pzl-130 tcii orlik, używany w celach szkoleniowych przez siły zbrojne rp. ze względu na zmiany konstrukcyjne w najnowszej wprowadzanej do służby wersji samolotu oraz opracowywany system eksploatacji według stanu technicznego, samolot przechodzi pełnoskalową próbę zmęczeniową, co daje możliwość weryfikacji różnorodnych systemów monitorowania stanu struktury na rzeczywistej konstrukcji w długim horyzoncie czasowym. trzy różne rodzaje czujników zainstalowano w wytypowanych punktach konstrukcji, najbardziej narażonych na wystąpienie pęknięć zmęczeniowych: czujniki próżniowe cvmtm (rys. 1), czujniki rezystancyjne (rys. 2) oraz czujniki piezoelektryczne pzt (rys. 1 i 2). w wielu punktach konstrukcji systemy są zdublowane, co umożliwia bezpośrednie porównanie ich działania. odczyt danych oraz sterowanie systemami monitorowania odbywa się zdalnie za pośrednictwem internetu, co umożliwia natychmiastową weryfikację ich wskazań standardowymi metodami badań nieniszczących. w ramach projektu symost dotyczącego rozwoju technologii monitorowania struktur lotniczych w oparciu o czujniki piezoelektryczne, rozpatrywane są m.in. następujące zagadnienia: – analiza sygnałowa, w tym opracowanie optymalnych metod transformacji sygnału pod kątem wykrywania pęknięć zmęczeniowych i szacowania ich rozmiaru; – opracowanie i weryfikacja metod wnioskowania statystycznego; – opracowanie i weryfikacja narzędzi autodiagnostyki czujników sieci pomiarowej; – opracowanie architektury zdalnej jednostki monitorującej z wykorzystaniem procesora sygnałowego dsp. rys. 1. monitorowany punkt konstrukcji samolotu z zainstalowanymi czujnikami piezoelektrycznymi oraz czujnikiem próżniowym ig. 1. monitored location in the aircraft structure with installed pzt and vacuum sensors rys. 2. monitorowany punkt konstrukcji samolotu z zainstalowanymi czujnikami piezoelektrycznymi oraz czujnikiem rezystancyjnym ig. 2. monitored location in the aircraft structure with installed pzt and resistive ladder onitorowanie konstr kcji z zastosowaniem cz jnik w piezoe ektrycznych jedną z idei budowy systemów bieżącego monitorowania konstrukcji jest wykorzystanie mechanicznych właściwości materiałów użytych przy produkcji danego elementu statku powietrznego. opiera się ona na rejestracji przebiegu fal mechanicznych wzbudzonych 56 przegląd spawalnictwa 12/2013 w danym ośrodku przez sieć przetworników piezoelektrycznych (pzt) [10]. rozwiązanie dynamiki małych odkształceń ośrodka silnie zależy od warunków brzegowych danego zagadnienia, szczególnie od geometrii danego układu, w tym także jej lokalnych zmian spowodowanych nieciągłościami i deformacją struktury. uszkodzenia wywołanym przez wpływ na lokalną geometrię danego elementu mogą dać widoczny efekt w przebiegu czasowym rejestrowanych sygnałów. efekt ten może jednak istotnie zależeć od ich umiejscowienia w sieci pomiarowej. na rejestrowany sygnał wpływa zatem obecność uszkodzenia, jego rodzaj i rozmiary oraz lokalizacja względem sensorów sieci pomiarowej. propagacja fal sprężystych w elementach cienkościennych o małej krzywiźnie jest zjawiskiem stosunkowo złożonym. dla danej częstotliwości sygnału wymuszającego mogą współistnieć różne mody falowe o różnych prędkościach propagacji, które zależą m.in. od grubości danego elementu oraz modułów sprężystości danego materiału [11]. automatycznego wnioskowania o stanie badanego obiektu dokonuje się zwykle na podstawie uproszczonych charakterystyk rejestrowanego sygnału, tzw. wskaźników uszkodzeń (ang. damage indices). oznaczając przez fgs sygnał wygenerowany przez generator g i zarejestrowany przez sensor s dla danego stanu struktury, fgs env jego obwiednię, przez fgs,b, fgs,b env odpowiadający sygnał odniesienia wraz z obwiednią, zarejestrowany dla nieuszkodzonej struktury oraz przez cor(fgs env, fgs,b env) próbkową korelację obwiedni, proponowane wskaźniki uszkodzeń można zapisać następująco: di1(g,s) = 1 – cor(fgs env, fgs,b env) di2(g,s) = | ∫(fgs env – fgs,b env)2dt | ∫(fgs,benv)2dt powyższe wskaźniki uszkodzeń są wrażliwe na zmiany energii rejestrowanego sygnału związane z rozproszeniem fali elastycznej na pęknięciu. konfiguracja sieci może w czasie eksploatacji konstrukcji ulec niewielkim zmianom ze względu na złożony zestaw obciążeń, jakim są one poddawane. dla sygnałów o stosowanych w systemie częstotliwościach różnice (1) w konfiguracji mogą spowodować zmianę fazy rejestrowanego sygnału. proponowane wskaźniki uszkodzeń są odporne na te zaburzenia, czemu służy m. in. wykorzystanie obwiedni sygnałów oraz ich różnic. wprowadzone charakterystyki sygnału zależą od lokalizacji uszkodzenia względem danej ścieżki pomiarowej g ͢ s, zatem ich bezpośrednie wykorzystanie w modelach szacowania rozmiaru uszkodzeń jest utrudnione. w celu zmniejszenia zależności wskazań systemu od lokalizacji uszkodzenia proponowane jest wykorzystanie tzw. uśrednionych wskaźników uszkodzeń [8]: adij = 1 σ dij (g,s), j = 1, 2 n(n – 1) g, s: g = s gdzie n jest liczbą sensorów w danej komórce sieci, zaś dij(g,s) oznacza wybrany wskaźnik uszkodzeń (1). uśrednione wskaźniki uszkodzeń są niezmiennicze ze względu na permutacje czujników i mogą być wykorzystane w statystycznych modelach klasyfikacyjnych i regresji. na wykresie (rys. 3) przedstawiono uśrednione wskaźniki uszkodzeń (1) i (2) dla wybranego węzła pomiarowego, gdzie wystąpiły uszkodzenia. widoczna jest dobra separacja grup danych odpowiadających kolejnym rzędom wielkości uszkodzeń. rys. 3. uśrednione wskaźniki uszkodzeń dla wybranego węzła pomiarowego ig. 3. averaged damage indices for the selected monitoring node (2) / 57przegląd spawalnictwa 12/2013 pods mowanie w artykule przedstawiono jedynie część problematyki dotyczącej realizowanego projektu symost dotyczącego budowy systemów monitorowania stanu technicznego konstrukcji lotniczych w oparciu o czujniki piezoelektryczne pzt. opracowano oprogramowanie do analizy sygnałów, filtracji i przetwarzania w dziedzinie czasu i częstotliwości, umożliwiające bieżące monitorowanie stanu konstrukcji on-line. na podstawie przetworzonych danych opracowana zostanie kolejna warstwa oprogramowania pozwalająca na klasyfikowanie uszkodzeń i podejmowanie decyzji z wykorzystaniem metod statystycznych, w tym bayesowskich modeli decyzyjnych i sieci neuronowych. całość umożliwi budowę systemu z wbudowanym oprogramowaniem sterującym i decyzyjnym z użyciem procesorów sygnałowych, np. jednostek dsp. sprawnie działające systemy monitorowania uszkodzeń pozwolą na rozwój nowych koncepcji eksploatacji statków powietrznych, wpływając pozytywnie na bezpieczeństwo lotów przy jednoczesnym obniżeniu kosztów utrzymania systemu. literat ra [1] lewitowicz j.: podstawy eksploatacji statków powietrznych t-1, wydawnictwo itwl warszawa 2001. [2] aging of u.s. air force aircraft, final report, publication nmab-488-2, national academy press, usa, washington d.c. 1997. [3] nde of cracks in aircraft, ntiac – sr-98-04, usa, texas 1998. [4] dragan k., klimaszewski s.: in-service ndi of aging helicopters main rotor blades used in polish armed forces, 9th joint faa/dod/nasa aging aircraft conference, atlanta, 06÷09 marzec, 2006. [5] dragan k., klimaszewski s.: in-service flaw detection and quantification on the mig-29 composite vertical tail skin, 9th european conference on non-destructive testing, berlin 25-29 września 2006. [6] rücker w.: samco final report 2006, guideline for structural health monitoring”, federal institute of materials research and testing (bam), berlin 2006. [7] doebling s. w., farrar daniel ch. r.: damage identification and health monitoring of structural and mechanical systems from changes in their vibration characteristics: a literature review, los alamos national laboratory, los alamos 1996. [8] dragan k., dziendzikowski m.: t. uhl, the development of the non-parametric classification models for the damage monitoring on the example of the orlik aircraft structure, key. eng. mat. vol. 518, 2012 [9] dragan k., dziendzikowski m, klimaszewski s., kłysz s., kurnyta a.: energy correlated damage indices in fatigue crack extent quantification, key. eng. mat. vol. 570, 2013 [10] su z. and ye l.: ‘identification of damage using lamb waves’, springer-verlag, niemcy, 2009 [11] graff k., ‘wave motion in elastic solids’, oxford university press, oxford, 1975 miesięczne i roczne spisy treści oraz streszczenia artykułów opublikowanych w przeglądzie spawalnictwa są dostępne na stronie internetowej: www.pspaw.ps.pl ps 4 2018 www.pdf 69przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 badania zmęczeniowe łącznika spawalniczego   stal-aluminium z międzywarstwą tytanu  fatigue testing of a steel-aluminum welding connector with a titanium interlayer dr inż. mateusz kowalski; inż. amadeusz kurek; dr hab. inż. dariusz rozumek, prof. po; dr inż. andrzej kurek  – politechnika opolska. autor korespondencyjny/corresponding author: m.kowalski@po.opole.pl streszczenie w pracy zaprezentowano wyniki badań zmęczeniowych łącznika spawalniczego stal-aluminium z międzywarstwą tytanu grade 1. badany materiał został poddany analizie mikrostrukturalnej. przeanalizowano czynniki wpływające na trwałość zmęczeniową oraz zaprezentowano podstawową analizę pęknięć zmęczeniowych zaobserwowanych podczas badań. słowa kluczowe: zgrzewanie wybuchowe; zmęczenie; twardość; łączniki spawalnicze abstract the paper presents the results of fatigue tests of a steel -aluminum welding transition joint with titanium grade 1 interlayer. metallic composite was subjected to microstructural analysis. factors influencing fatigue durability were analyzed and the basic analysis of fatigue cracks observed during tests was presented. keywords:  explosive welding; fatigue; hardness; transition joints wstęp rosnące wymagania stawiane nowym konstrukcjom inżynierskim wymuszają poprawę parametrów maszyn i urzą dzeń pod względem bezpieczeństwa, wydajności i kryteriów ekonomicznych. na kształt założeń konstrukcyjnych wpływają liczne czynniki, w tym coraz istotniejsze aspekty związane z szeroko pojętą ochroną środowiska naturalnego. jednym z czynników pozwalających na sprostanie nowym zaleceniom i normom branżowym jest m.in. wykorzystanie kompozytów oraz nowoczesnych metod łączenia materiałów konstrukcyjnych. jedną z technologii pozwalających na produkcję materiałów kompozytowych o uniwersalnych właściwościach jest zgrzewanie wybuchowe [1÷4,6,7]. w procesie łączenia materiałów wykorzystywana jest energia detonacji ładunków wybuchowych o ściśle określonych parametrach. technologie wybuchowe obecnie są wykorzystywane w procesie produkcji elementów aparatury procesowej i energetycznej np. ściany sitowe reaktorów [5]. postępujący rozwój technologii zgrzewania wybuchowego powoduje stałe poszerzanie zakresu stosowania materiałów wielowarstwowych. jako przykład może posłużyć przemysł okrętowy, gdzie kompozyty metalowe wykorzystywane są jako łączniki spawalnicze. w przypadku tego typu elementów mateusz kowalski, amadeusz kurek, dariusz rozumek, andrzej kurek przeglad welding technology review zawierających połączenia spawane oraz złącze wykonane metodą wybuchową, zjawisko trwałości zmęczeniowej jest szczególnie istotne z perspektywy właściwości eksploatacyjnych. w literaturze specjalistycznej istnieją nieliczne opracowania dotyczące zjawiska zmęczenia materiałów platerowanych oraz łączników spawalniczych wykonanych z kompozytów wykonanych metodą wybuchową. wymagania stawiane łącznikom spawalniczym stosowanym w przemyśle stoczniowym są określone poprzez branżowe normy i zalecenia [8÷12]. poszczególne organizacje zalecają przeprowadzenie badań wytrzymałościowych w postaci: monotonicznej próby rozciągania, ścinania oraz odrywania złącza. identyfikacja właściwości zmęczeniowych łączników spawalniczych jest zazwyczaj pomijana, a same testy zmęczeniowe są opisywane jedynie informacyjnie. wyjątek stanowią standardy abs, w których zaleca się badania zmęczeniowe o ściśle określonych parametrach [8,10]. wymagania są scharakteryzowane przez kształt i wymiary próbek, poziomy obciążeń oraz oczekiwane trwałości zmęczeniowe złącza. w publikacji zaprezentowano wyniki pierwszych badań przeprowadzonych dla prototypowej konfiguracji łącznika stal-aluminium z międzywarstwą tytanu. doi:.http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v90i4 .887 70 przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 rys. 1. wymiary kompozytu wielowarstwowego w milimetrach fig. 1. multilayer composite thickness dimensions in mm rys. 2. przebieg linii złącza: a) fragment połączenia stali, tytanu i aluminium, b) falisty przebieg złącza stal-tytan fig. 2. interface line: a) steel, aluminum and titanium joint, b) wavy interface line between steel and titanium tablica i. własności mechaniczne badanych materiałów przed połączeniem table i. mechanical properties of materials before cladding konstrukcja łącznika spawalniczego  w badaniach wykorzystano łącznik spawalniczy składający się kompozytu czterowarstwowego powstałego na skutek połączenia (rys. 1): aluminium a5083 (6 mm), aluminium a1050 (1,5 mm), tytan grade 1 (3 mm), stal s235jr+n (5 mm). właściwości wytrzymałościowe materiałów przed procesem zgrzewania zaprezentowano w tablicy i. analiza mikrostrukturalna wykazała występowanie falistego przebiegu złącza (rys. 2), które jest cechą charakterystyczną połączeń wykonanych w technologii wybuchowej. w celu identyfikacji wpływu procesu zgrzewania na właściwości mikrostrukturalne połączonych materiałów przeprowadzono pomiar mikrotwardości w przekroju próbki (rys. 3). w porównaniu z materiałami wyjściowymi twardość po procesie zgrzewania ulega podwyższeniu. w przypadku tytanu grade 1 mikrotwardość wzrosła o ok. 50 hv0,5 w porównaniu do materiału wyjściowego. łącznik spawalniczy wykorzystany w prezentowanych badaniach został połączony z płaskownikami wykonanymi ze stali s235jr+n oraz aluminium 5083 o grubości 8 mm. wysokość spoiny, którą połączono płaskowniki, wynosiła min. 4 mm (rys. 4). złącza spawane wykonano metodami: tig w osłonie argonu po stronie aluminium oraz mag w osłonie gazowej 82% ar i 18% co2 po stronie stali. badania zmęczeniowe  badania zmęczeniowe wykonano zgodnie z zaleceniami abs, na maszynie zmęczeniowej o zasilaniu hydraulicznym instron 100 kn. kształt oraz wymiary próbek zaprezentowano na rysunku 5. cechą charakterystyczną testów zmęczeniowych łączników jest obecność wartości średniej naprężenia nominalnego w złączu. podczas testów materiał właściwości wytrzymałościowe rp02, mpa rm, mpa e, mpa g, mpa ν, – stal s235jr+n 235 350÷370 220000 84000 0,3 tytan grade 1 189÷215 308÷324 100000 38000 0,37 aluminium a1050 20 65÷95 69000 25900 0,33 aluminium a5080 125 275÷350 71000 26800 0,33 rys. 3. rozkład mikrotwardości w przekroju próbki fig. 3. microhardness thru specimen cross section rys. 4. spoina po stronie aluminium fig. 4. weld on the aluminum side a) b) mikrotwardość h v 0, 5 odległość od złącza a1050-a5083 [mm] 71przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 tablica ii. własności mechaniczne badanych materiałów przed połączeniem table ii. mechanical properties of materials before cladding rys. 5. kształt i wymiary próbek w mm fig. 5. specimen shape and dimensions in mm rys. 6. pęknięcia zmęczeniowe: a) w trakcie testu zmęczeniowego, b) pęknięcie po stronie aluminium fig. 6. fatigue cracks: a) during the fatigue test, b) fatigue crack on the aluminum side zastosowano sterowanie siłą (wymuszenie sinusoidalne). za kryterium zniszczenia próbki uznawano przekroczenie przemieszczenia rejestrowanego przez czujnik maszyny o 20%. wyniki badań eksperymentalnych zaprezentowano w formie tablicy ii zawierającej parametry poszczególnych próbek oraz wyniki testów zmęczeniowych. ze względu na krótkie części chwytowe próbka m3-2 uległa wyboczeniu podczas fazy początkowej testu. podczas testów prowadzono obserwację propagacji pęknięcia zmęczeniowego (rys. 6). inicjacja pęknięć następowała w miejscach nieciągłości przetopu spoiny po stronie stali oraz aluminium. ze względu na niższą w porównaniu do stali wytrzymałość stopu a5083 propagacja szczeliny następowała szybciej po stronie aluminium. w rezultacie rozwoju pęknięć zmęczeniowych konstrukcja łącznika nie osiągnęła trwałości na poziomie wymaganym przez zalecenia abs, znacznie odbiegając od wymaganych 1000000 cykli. deformacja konstrukcji łącznika, która została wywołana poprzez proces spawania, może również wpływać na trwałość zmęczeniową. relatywnie niewielkie niedoskonałości kształtu łącznika wywołują działanie niekorzystnego momentu zginającego. lp. parametry testów l, mm b, mm a, mm2 gm, mpa ga, mpa f, hz nf uwagi m3-2 20 50 1000 -46,5 53 10 wyboczenie m3-3 20 50 1000 -46,5 53 10 36000 m4-1 30 40 1200 -46,5 53 5 17000 wnioski i spostrzeżenia   na podstawie przeprowadzonych badań sformułowano następujące wnioski i spostrzeżenia: 1. trwałość zmęczeniowa łącznika spawalniczego zależy od parametrów uzyskanych spoin. na trwałość zmęczeniową może wpływać również moment zginający generowany przez deformację łącznika. 2. inicjacja pęknięć zmęczeniowych następowała w nieciągłościach przetopu spoiny. propagacja postępowała po stronie stali i aluminium. 3. nie zaobserwowano delimitacji złączy wykonanych metodą zgrzewania wybuchowego. 4. trwałości zmęczeniowe łączników spawalniczych nie spełniały wymagań narzuconych przez zalecenia abs. udoskonalenie technologii spawania łączników może wpłynąć na podwyższenie odporności zmęczeniowej konstrukcji. a) b) 72 przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 literatura [1] akbari-mousavi s.a.a., barrett l.m., al-hassani s.t.s.: explosive welding of metal plates, journal of materials processing technology, 202, 2008, pp. 224-239. [2] crossland b.: explosive welding of metals and its application, clarendon press, 1982. [3] findik f.: recent developments in explosive welding, materials & design, 32, 2011, pp. 1081-1093. [4] karolczuk a., kowalski m.: structural and fatigue properties of titaniumsteel bimetallic composite obtained by explosive welding technology, key engineering materials, 592-593, 2014, 594-597. [5] karolczuk a., kowalski m., bański r., żok f.: fatigue phenomena in explosively welded steel-titanium clad components subjected to push-pull loading, international journal of fatigue, 48, 2013, pp. 101-108. [6] król s., bański r., szulc z., gałka a.: practical aspects of structural tests of titanium-steel bondsmade by explosive cladding and exposed to thermal proces loads, advances in material science, 2007, pp. 50-56. [7] rozumek d., bański r.: crack growth rate under cyclic bending in the explosively welded steel/titanium bimetals, materials & design, vol. 38, no. 6, 2012, pp. 139-146 [8] rules for the classification of ships, part d materials and welding, rina, genova, 2012. [9] abs guide for fatigue assessment of offshore structures, american bureau of shipping, huston, 2014. [10] rules for the manufacture, testing and certification of materials, lloyd’s register, londyn, 2014. [11] abs rules for materials and welding – aluminum and fiber reinforced plastics (frp), american bureau of shipping, huston, 2017. [12] approval of the manufacturing process of metallic materials, bureau veritas, seine cedex, 2017. 201312_pspaw_cz3 179przegląd spawalnictwa 12/2013 hannelore wessel-segebade quality in ndt – two approaches jakość w badaniach ndt – dwa podejścia ip .-inf. anne ore esse -segebade – german society for ndt. streszczenie jakość badań nieniszczących jest podstawowym czynnikiem dla bezpieczeństwa konstrukcji i urządzeń. w artykule są przedstawione dwa różne podejścia do tego zagadnienia. pierwsze wiąże jakość badań z ich sprawnością i przedstawia procedurę oferowaną przez niemieckie towarzystwo badań nieniszczących. drugie podejście związane jest z edukacją zawodową w niemczech. od 1 sierpnia tego roku jest dostępne szkolenie zawodowe młodych ludzi w dziedzinie badań nieniszczących. szkolenie to jest oferowane przez szkoły państwowe pod patronatem niemieckiej izby przemysłu i handlu. w artykule przedstawiony jest sposób w jaki powiązano tę nową gałąź edukacji państwowej z wymaganiami kwalifikacji i certyfikacji wg en iso 9712. abstract quality in ndt is the key for safety of constructions and facilities. two different approaches will be presented. the first approach deals with proficiency tests of nondestructive testing. a procedure offered by the german society for ndt will be presented. the second approach deals with vocational education in germany. starting in august 1st this year, vocational education of young people is available within the field of nondestructive testing of materials. this education is a stateorganized training offered by state vocational schools under the umbrella of the german chamber of industry and commerce. the presentation will show how this new branch of education is linked to the qualification and certification requirements of the standard en iso 9712. introd ction quality in ndt is the key for safety of constructions and facilities. two different approaches will be presented. the first approach deals with proficiency tests of non-destructive testing. a procedure offered by the german society for ndt will be presented. the second approach deals with vocational education in germany. starting in august 1st this year, vocational education of young people is available within the field of non-destructive testing of materials. this education is a state-organized training offered by state vocational schools under the umbrella of the german chamber of industry and commerce. the presentation will show how this new branch of education is linked to the qualification and certification requirements of the standard en iso 9712. irst approach pro ciency testing in n t since 2009, the german society for ndt (dgzfp) is offering proficiency testing for the following non-destructive testing methods: – visual testing (vt), – penetrant testing (pt), – magnetic testing (mt), – radiographic testing (rt), – ultrasonic testing (ut). accredited and non-accredited ndt service providers whose test personnel is participating in a recertification course in one of the dgzfp training centres (berlin, dortmund or munich) can additionally participate in a proficiency test. din en iso/iec 17025:2005 „general requirements for the competence of testing and calibration laboratories“ demands guaranteed quality of test results (chapter 5.9). this applies also to the results of nondestructive testing. participation in proficiency tests is one appropriate measure of quality assurance and projected surveillance of the “validity of performed testing”. 180 przegląd spawalnictwa 12/2013 performance in connection with a recertification test of level 1 or level 2 for one of the ndt methods mentioned above the test personnel of the participating ndt service provider is testing an additional test specimen. up to now proficiency tests for the following ndt methods and related test sample are offered by dgzfp are presented in table. thereafter the test reports are evaluated at the headquarter of dgzfp. the test specimen is selected out of a pool of special test specimens by the respective department of dgzfp. the result of the proficiency test is compared with a value obtained from available test results (vt 1.) or a reference value (all other proficiency tests). the statistical evaluation and the criteria for the evaluation of the proficiency test were developed in co-operation with representatives from dap gmbh (former german accreditation body, sector committee “non-destructive testing and joining technology“) and by consulting experts at the federal institute of materials research and testing (bam, department s.1 “quality in testing”). vt 1. inner inspection of a pipeline 2. testing of a welded plate pt 1. testing of a welded plate – t 1. testing of a welded plate – rt 1. testing of a welded pipeline – t 1. testing of a welded plate 2. testing of a t-joint tab e. proficiency tests for ndt methods and related test sample offered by dgzfp tab ica. metody badań nieniszczących i powiązane z nimi próbki do badań oferowane przez dgzfp test task as an example the test task is described using penetrant testing. in this case the task of the proficiency test consists of the inspection of the weld of a welded sheet (process sample of a vessel welded seam). the specimen consists of construction steel s355j2. penetrant testing should be performed at the face side of the weld, according to en 571-1 with a acceptance level 2x acc. to din en iso 23277. the test procedure should be reported on a test record sheet, which corresponds to a chart-like inspection report. omogeneity and stabi ity check of samp es the homogeneity and stability check which is requested by iso 13528 (chapter 4.4), means the control of the consistent, homogeneous composition of one or more determined properties is not applicable, because the inhomogenities of the test specimens are inserted artificially. statistica e a ation the statistical evaluation of the proficiency test results is performed in line with – iso/iec guide 43-1:1997 „proficiency testing by interlaboratory comparisons“, – iso 13528:2009 „statistical methods for use in proficiency testing by interlaboratory comparisons”. the evaluation is performed in two parts: 1. the z-score location and size of indications are evaluated. the respective test specimen contains three indications which have to be recorded. the reference value was determined by a test laboratory accredited for the respective test method. the precision of location and especially of the size of the indication mainly depends on the precise performance of the penetrant testing conforming to standards. a deviation of up to 5 mm with respect to the location and length indication is realistic within practice of non-destructive testing. therefore, a standard deviation of 2.5 mm was agreed. this means that the resulting z-score (see below) refers to a “questionable” test result in the case of a deviation larger than 5 mm while test results with a deviation up to 5mm are regarded as acceptable result. a standard deviation of 1mm for the size of nonlinear indications was defined. based on the determined reference value and standard deviation the z-score is calculated as follows: z – score = reference value – results of proficiency test standard deviation the z-score enables the evaluation of the proficiency test. the value is defined in standard iso 13528 (chapter 3.5) as standardized measure of laboratory bias, calculated using the assigned value and the standard deviation for proficiency assessment. acc. to iso/iec guide 43-1 (a.3.1.1) and iso 13528 (7.4.2, interpretation of z-scores) the following is essential: │z│ ≤ 2 – the proficiency test was performed successfully the penetrant testing was performed in line with the standards and following to the test instruction. no measures for quality assurance of the performance of penetrant testing are required. 2 < │z│ < 3 – the result of the proficiency test is questionable the principle of operation of the ndt inspector who has performed the respective proficiency test should be supervised and monitored by the ndt service provider. the reason for the deviating test result can be related, for example, to the imprecise application of the testing 181przegląd spawalnictwa 12/2013 equipment, lack of knowledge of the standards, imprecise test record, wrong determination of registration level etc. │z│ ≥ 3 – the proficiency test was not successful. in this case the value for the location and/or size of minimum one recordable indication was recorded outside the given tolerance or minimum one recordable indication was not detected. the ndt service provider is asked to evaluate the reason and to take measures such as training in the performance of penetrant testing to standards, appropriate application of testing equipment, precise recording in line with the test instruction, detailed knowledge of the standards etc. these measures have to be monitored and recorded. 2 a ation acc. to n is 9712 the evaluation of the performance of the penetrant testing is carried out according to en iso 9712. besides the detection and recording of all indications which are to be registered, the recording and the correct application of the standards for penetrant testing are of importance, too. in the second part of the proficiency test the performance of the testing, knowledge of test equipment, recording of test results is evaluated in dependence on the assessment criteria of the standard (en iso 9712, practical pt examination level 2) by the organizer of the proficiency test. the proficiency test was successful if 70%, means minimum 59.5 points of 85 points demanded by the standard, are achieved. conc sion proficiency tests are one measure to confirm the consistent quality in the performance of ndt. however, one always has to consider the practical application of the ndt method with its limitations. in ndt, we quite often do not actually measure – this is not possible in all cases – but quite often we can only estimate the location, length or height of an indication. therefore a realistic tolerance must be attributed to the reference value. under this consideration, proficiency tests organized by dgzfp show the level of quality in the performance of ndt of an ndt service provider. second approach ocationa ed cation in germany vocational training takes place under the umbrella of the german chamber of industry and commerce. it is a dual system consisting of theoretical training at state vocational schools and practical training at the premises of the apprentice training company. until july 2013, vocational training in materials testing was offered only in the area of metal technique or heat treatment technique. the training requirement and content of the examination are layed down in a decree which is published in the german official journal. in 2010 a review of this decree was decided and dgzfp as well as representatives of plastic materials sector took the chance to include their sector into the new law. as this was agreed by the german key employer and employee organizations within a relatively short time of one and a half years a group of nominated experts out of the different industrial sectors drafted a new legislation. starting from august 1st this year the profession of materials tester is trained in four different disciplines: – metal technique, – heat treatment technique, – plastic materials technique, – system technique. system technique includes the specialization of materials testing of components and in plants and technical systems by predominantly using non-destructive testing methods. the first part of the examination takes place after approx. eighteen months. up to this date all disciplines are trained together, so that all materials testers have equal basic knowledge. thereafter they separate and specialize in their discipline. examination part 1 requires the following methods in the practical part: – tensile testing, – hardness testing, – visual testing, – penetrant testing, – micro-section, – light microscopic measurement. figure shows which ndt methods are trained (theory only) at state vocational schools. furthermore it shows that after examination part 1 ndt methods are continued for discipline system technique only. the other materials tester disciplines specialize in their technical directions: destructive testing, testing of plastic material or heat treatment. after three and a half years practical and written examination part 2 at the end of the education takes place in the specific discipline. for system technique the requirements are: two examinations 1. practica examination performance of ndt at the company, delivery of a detailed test report, presentation of the ndt test performed and interview about it in front of the examination committee 2. ritten examination – preparation of a test instruction for a ndt, – performance of ndt surface defect testing, – specific requirements of ndt in technical systems and facilities. the two german certification bodies for ndt personnel, dpz and sector cert, agreed to acknowledge 182 przegląd spawalnictwa 12/2013 ig. ndt at vocational schools rys. ndt w niemieckich szkołach państwowych the theoretical ndt training at vocational schools and the practical training at the ndt company if it is precisely recorded in a specific report portfolio. so the trainee does not have to repeat the complete subjectmatter and exercise but in the best case only one or a few refreshing training days followed by the qualification examination. the number of days depends on the ndt method and the level. conc sion this new german vocational education law enables ndt companies to train their secondary growths in the field of ndt from the basics. the trainees have good knowledge of the different materials, destructive testing methods as well as non-destructive methods and application of ndt in technical systems and facilities. r redakcja przegląd spawalnictwa, ul. świętokrzyska 14a, 00-050 warszawa tel.: 22 827 25 42, fax: 22 336 14 79; e-mail: pspaw@ps.pl, www.pspaw.ps.pl 24 welding technology review vol. 91 2/2019 aluminum alloys welding with micro-jet cooling in busducts dr hab. inż. bożena szczucka-lasota, prof. pśl; prof. dr hab. inż. tomasz węgrzyn – silesian university of technology, poland mgr inż. michał krzysztoforski – elektrobudowa corresponding author: bozena.szczucka-lasota@polsl.pl introduction busducts are elements which conduct electricity, usually of large dimensions (lengths of up to several dozen meters, with external diameters of up to 2000 mm), typically used for transferring high-value current. they are mostly used as an interconnection between generators and step-up transformers in all kinds of power plants worldwide. busducts are structures with a conductor (typically round-shaped) supported on post insulators and enclosed in a round-shaped enclosure. due to its production process, a busduct is welded between each production segment (typically it’s round welded every 1500 mm) and has got a longitudinal weld [1]. busbars are divided into (fig. 1): 1. insulated phase busducts (with isolated phases), 2. non-segregated phase busducts, 3. segregated phase busducts. in the production process of busducts, one of the most important things is the quality of the welded joints. the reason for this is their critical role in the mechanical strength of busducts as well as their electrical parameters. in the case of a short-circuit fault in the system, electrodynamic forces will appear, which will affect the busduct elements, especially the welded joints in the non-linear elements (busduct elbows) [3]. currently, in order to prevent the possible effects of short circuits, special solutions are used to counteract bożena szczucka-lasota, tomasz węgrzyn, michał krzysztoforski fig. 1. aluminum alloy busduct, which must have good mechanical properties and high electrical conductivity [2] the forces affecting weld joints in the event of an emergency. examples of such solutions include additional support insulators, or the use of more durable (more expensive) material for the production of busducts. what is important to understand is that if a welded joint is damaged in a busduct, the whole power unit must be stopped, cutting it from the national electrical grid so that proper maintenance can be conducted for a certain period of time, which means a significant loss of profits for power plant operators [4]. another factor that must be taken into consideration is the environmental factor. during the normal operation of a busduct, heat is generated, known as power losses of a power keywords: welding; micro-jet cooling; metallographic structure; civil engineering, mechanical resistance; conductivity doi: http://dx.doi.org/10.26628/wtr.v91i2.1024 abstract aluminium alloys were used in many structural applications, including the civil engineering field. the innovative technology of welding with micro-jet cooling was tested and the effects were reported. the main information is given on the parameters of aluminum welding with the micro-jet cooling process. information was also reported on the influence of various micro-jet parameters on the metallographic structure. subsequently, metallographic and certain physical properties of welding structures (for example, mechanical resistance, electrical conductivity) were tested. aluminum alloys are lightweight and resistant to corrosion in the natural and aquatic environment, which is why they are a suitable material for responsible structures (in the construction of ships, vehicles, electrical conductors). this article focuses on the mechanical and electrical properties of busduct welds made with the micro-jet cooling pioneering technology. 25welding technology review vol. 91 2/2019 fig. 3. test stand for aluminum welding with micro-jet cooling fig. 2. aluminum alloy busduct, which must have good mechanical properties and high electrical conductivity [2] unit [5]. improvement of the electrical parameters (an increase in conductivity) of welded joints will result in a decrease of thermal losses, which will directly result in a reduction of electricity demand and thus a reduction in the fuel demand necessary to run a power unit. by improving the electrical parameters of welded joints, negative effects to the environment caused by power plants are reduced. rapid progress in modern industries, including welding, depended mostly on the capabilities of forming materials and surface engineering [6÷9]. the goal of the study was to examine the varying structure and properties for power energy purposes of a typical mig (metal inert gas welding) process with innovative micro-jet cooling. for the first time, an attempt was made to weld aluminum alloys using micro-jet cooling. the most popular aluminum alloys in the industry are al-mn (3xxx group), al-si (4xxx group), al-mg (5xxx group) and al-mg-si (6xxx group), mainly due to their excellent corrosion resistance and good weldability. the most commonly used alloys for welded constructions are alloys 5052, 5154, 5454, 5083 and 6061. the best filler material for welding those alloys is 5356. the type of filler material used in aluminum welding is an important factor that can influence the mechanical properties, most notably eliminating cracking. cracking usually can be minimized by using welding filler wire of a lower amount of si and mg than in base metal [10]. for example, crack-sensitive alloys 6060 and 6061 should be welded with 4043, 5183 or 5356 filler material, which have a lower amount of si and mg [11]. this decreases crack sensitivity, without changing weld strengths [12]. the same principle is used for welding alloys al-li, group 8xxxx, where the li content in the electrode wires is limited [13]. the most popular aluminum alloys (especially for power energy needs) are 6060, 6082, 5251 due to their good corrosion resistance, excellent conductivity and good weldability. there are serious difficulties in welding al-cu (2xxx group) and al-zn (7xxx group) due to the occurrence of cracks [14]. these unweldable alloys can result not only in cracking, but they are also known for their premature failure in service at a later time. there are some exceptions in this group. for example, the 2219, 2519, 7003, 7004, 7005 and 7039 alloys are known for their good weldability [15]. almost all of the alloys in the 1xxx, 3xxx, 4xxx, 5xxx and 6xxx groups can be properly welded using the tig and mig processes [11]. the main goal of the project is to check the applicability of the innovative method of micro-jet cooling in aluminum busduct welding. busducts are known for their use in large constructions for power energy needs (fig. 2). welding with micro-jet technology was first tested for steel welding in 2013 at the isope congress in alaska [16]. surface welding was successfully presented in 2016 in the publication [17]. it is, therefore, a very new and not fully finished process. in the case of low alloy steel welding, very favourable mechanical properties were obtained using micro-jet cooling, because of the artificially lifted high amount of fine ferrite [18]. the use of micro-jet cooling has brought great benefits in low alloy steel welding, as the high acicular ferrite content (impossible to obtain in classical processes) translated to a high impact toughness at sub-zero temperatures. in the case of steel hardfacing, very favourable mechanical properties were obtained due to nitrogen micro-jet cooling because of a noticeable strengthening of the solution with nitrogen and lifting the martensitic percentage and even obtaining nitrides [19]. this increased the hardness in the coating and the resistance to abrasive wear [19]. in the case of aluminum alloy welding, grain fragmentation is important, which translates into better mechanical properties and presumably better electrical conductivity of the weld and surface weld. the most important factors of micro-jet cooling after the welding process are [16,17]: – diameter of the stream of the micro-jet injector, – type of micro-jet gas or gas mixture, – micro-jet gas pressure, – the number of jets. experimental procedure a test stand for welding was made in order to check the properties of aluminum alloys after welding using the mig method with micro-jet cooling (fig. 3). a micro-jet injector was installed with a variable number of micro-streams (1÷3). two micro-jet gases (argon, helium) were tested in the cooling process just after surface welding. two other important micro-jet parameters were also varied: micro-jet gas pressure and micro-jet stream diameter. the diameter of streams was at a level of 50 µm and 60 µm. micro-jet gas pressure was varied twice: 0.4 mpa and 0.5 mpa. welds were made with different variants of the mig process parameters (welding speed, voltage, wire feed, current). wire 4043 (with 5% of si, 0.1% cu, 0.01% mn) were used in all welding tests. the weldability of the busduct material with two different welding speeds was tested. the main data about the parameters of welding are shown in table i. the properties of aluminum (6082 t651) busduct welds were checked using micro-jet cooling after the welding process. this alloy is typically subject to a solubilization at ~529 °c and aging at ~170 °c. also, the chemical composition 26 welding technology review vol. 91 2/2019 table i. parameters of the mig welding process with micro-jet cooling table ii. aluminum alloy used for the weldability test after micro-jet cooling of 6082 alloy is characterized by the addition of a low amount of si, mn, mg, fe. the chemical composition of 6082 t651 alloy is presented in table ii. argon and helium were chosen for micro-jet cooling because of their significantly various cooling conditions. this is due to different conductivity coefficients (λ), which for ar in the 273 k is at a level of 23.74 j/cm•s•k. helium gives much stronger cooling conditions due to higher conductivity coefficients (λ), which is 143.4 j/cm•s•k. results and discussion the aim of the study was to examine the structure and various properties of aluminum alloy 6082 t651 (a typical material used in busduct structures for power energy purposes) after the mig process with micro-jet cooling. first it was decided to examine and evaluate the results of the bending test of aluminum joints welded using the mig process with micro-jet cooling and without any kind of cooling. after obtaining this information, a decision was made to examine the effects of micro-jet cooling on the metallographic structure of the welds. the next stage of the research was the assessment of the tensile strength of aluminum mig joints with micro-jet cooling and without cooling. then, the electrical conductivity of the aluminum busducts (huge connectors), using the mig process with micro-jet cooling and without cooling, was evaluated, as electrical conductivity is the most important parameter of the materials used to build busducts. alloy 6082 t651 is commonly used for the construction of busducts. basic information about good plastic properties of welds can be obtained after bending. the cross-section of the bending test specimens was 5 x 20 mm. the bending mandrel had a diameter of 45 mm. the bend angle was 180 °c. five samples were used in each test according to en iso 5173:2010 standards. the samples were bent from the side of the weld face (wf) and the weld root (wr). the weldability of 6082 t651 alloy with two different welding speeds was tested (value from tab. i). a change in welding speed has an effect on the cooling time of the weld, which translates into a change in the metallographic structure. this is very noticeable for steel welding; however, aluminum alloys can also be effected on the structure by changing the welding conditions. the results of the bending tests are presented in table iii (higher welding speed) and table iv (lower welding speed). tables iii, iv show that micro-jet cooling improves the plastic properties because it prevents cracks from forming in the joint. the right choice of micro-jet cooling parameters is important. helium is a more intensive cooling gas than argon, thus cracking occurred when helium was used as a micro-jet gas and when cooling was carried out in a way that was too intense. bending tests clearly show that argon micro-jet cooling is essential in welding tested aluminum alloys. comments parameter value diameter of wire (4043) 1.2 mm high welding speed standard current welding speed voltage wire feed 235 a 700 mm/min 25.5 v 11.1 m/min low welding speed standard current welding speed voltage wire feed 235 a 300 mm/min 23.8 v 11.1 m/min shielding welding gas ar micro-jet cooling gases ar or he micro-jet gas pressure 0.4 mpa or 0.5 mpa micro-jet diameter 50 µm or 60 µm inclination of cooling stream relative to the weld or coating perpendicularity distance between welding head and injector 40 mm al alloy chemical composition 6082 t651 1% si; 03% fe; 0.1% mn; 0.6 % mg table iii. bending test results of aluminum alloy 6082 t651 after welding with micro-jet cooling (higher speed of the welding process) process type of micro-jet cooling gas micro-jet gas pressure, mpa micro-jet diameter, µm observation mig without micro-jet cooling – traces of cracks after bending from the side of wr and wf mig with micro-jet cooling he 0.4 50 traces of cracks from the side of wr mig without micro-jet cooling he 0.4 60 traces of cracks from the side of wr mig with micro-jet cooling he 0.5 50 traces of cracks from the side of wr mig with micro-jet cooling he 0.5 60 traces of cracks from the side of wr mig without micro-jet cooling ar 0.4 50 no cracks mig with micro-jet cooling ar 0.4 60 no cracks mig without micro-jet cooling ar 0.5 50 no cracks mig with micro-jet cooling ar 0.5 60 traces of cracks from the side of wr 27welding technology review vol. 91 2/2019 one can observe that a slower welding speed is more favourable. it may be related to the fact that a lower speed corresponds with the extended cooling time of the weld, which positively affects the plastic properties of the aluminum busduct joint. for further tests, only busduct welding with slower speeds was selected, but micro-jet cooling was further tested for both argon and helium. more tests were carried out to determine what is the effect of micro-jet cooling on the metallographic structure of a joint. the type of micro-jet gas did not affect the metallographic metal structure of the weld metal deposit. figure 4 shows the metallographic structure of a weld made using the mig process without micro-jet cooling. figure 5 shows the metallo graphic structure of a weld made using the mig process and argon micro-jet cooling. analyzing figures 4 and 5 gives us an opportunity to observe the fragmentation of the phases β (si) in the weld resulting from welding with micro-jet cooling, even by about 50%, compared to the size of the β-phase grains in the weld resulting from welding without additional cooling. precipitates were also observed (probably from the intermetallic phase base composition, al3mg2). the eds analysis confirmed, that in the structure of weld were main elements such as: al, si, mg and cu. by the scanning microscopy it was shown, that two other phases β (si) and al3mg2 on the grain table iv. bending test results of aluminum alloy 6082 t651 after welding with micro-jet cooling (lower speed of the welding process) process type of micro-jet cooling gas micro-jet gas pressure, mpa micro-jet diameter, µm observation mig without micro-jet cooling – – – traces of cracks after bending from the side of wr and wf mig with micro-jet cooling he 0.4 50 traces of cracks from the side of wr mig without micro-jet cooling he 0.4 60 no cracks mig with micro-jet cooling he 0.5 50 no cracks mig with micro-jet cooling he 0.5 60 no cracks mig without micro-jet cooling ar 0.4 50 no cracks mig with micro-jet cooling ar 0.4 60 no cracks mig without micro-jet cooling ar 0.5 50 no cracks mig with micro-jet cooling ar 0.5 60 traces of cracks from the side of wr fig. 4. the metallographic structure of an aluminum alloy 6082 t651 weld made using the mig process without micro-jet cooling (lm – light microscopy) fig. 5. the metallographic structure of an aluminum alloy 6082 t651 weld made using the mig process with argon micro-jet cooling (lm – light microscopy) border are detected. the average size of grain in weld was on the level of 40 µm (fig. 6). there were observed the spectra of fe (base material alloy element) and cu (wire alloy element). by the x-ray analysis method the other intermetallic apart from al3mg2 were not detected. the obtained diffraction are presented in the figure 7. on the diffractions, it was observed the phases in weld metal deposit such as: α(al), β(si) and al3mg2 (two last peaks correspond with al3mg2 phase). diffractograms (fig. 8) of weld metal deposit taken in standard mig process without micro-jet cooling is very similar. the only difference is to find the presence of the brittle mg2si phase, which was not observed after mig welding with micro-jet cooling. after this, the strength of the welded joints was checked (according to en iso 6892-1:2016-09) as well as the electrical properties of the welded and surface welded sheets. tensile results show increase in both yield strength (fy) and ultimate tensile strength (fu) in the analysed welding processes (tab. v). in order to facilitate the interpretation of tabular data, it is presented below in the form of a graph (fig. 9). strength and yield point are rather similar in the tested cases (various materials and cooling conditions), but the relative elongation always increases (because of the positive micro-jet cooling effect). by observing the elongation values, 28 welding technology review vol. 91 2/2019 it can be seen that argon is a more beneficial gas than helium for micro-jet cooling. permanent deformation is clearly noticeable after mig welding with direct micro-jet cooling. the most important issue related to the construction of bus ducts is to provide (on this tubular construction) the best possible electrical conductivity. the sigmatest 2.069 is an eddy current instrument that measures the electrical conductivity of non-ferromagnetic metals based on the complex impedance of the measuring probe. the measuring range for the instrument is established by calibration. the conductivity tests were carried out in accordance with the manufacturer’s sigmatest 2.069 precise instructions. fig. 6. the metallographic structure and eds (electron dispersive x-ray microscopy) analysis of an aluminum alloy 6082 t651 weld made using the mig process with argon micro-jet cooling (sem – scanning electron microscopy) fig. 7. the graphs of x-ray diffractograms (weld metal deposit after welding with micro-jet cooling) fig. 8. the graphs of x-ray diffractograms (weld metal deposit after welding without micro-jet cooling) welding process micro-jet gas pressure, mpa micro-jet diameter, µm fy, mpa fu, mpa elongation, % mig – – 195 215 9 mig with argon micro-jet cooling 0.4 50 190 208 13 mig with argon micro-jet cooling 0.4 60 188 211 14 mig with argon micro-jet cooling 0.5 50 192 210 15 mig with argon micro-jet cooling 0.5 60 188 206 13 mig with helium micro-jet cooling 0.4 50 191 218 10 mig with helium micro-jet cooling 0.4 60 196 220 12 mig with helium micro-jet cooling 0.5 50 191 224 11 mig with helium micro-jet cooling 0.5 60 193 213 10 the conductivity of alloy 6082 is very good (at a level of 35 ms/m). a mig welded connection lowers the electrical conductivity by half, to a level of 17 ms/m. a decision was made to check whether grain refinement after welding with micro-jet cooling would increase the electrical conductivity of the conductor. the results of the electrical conductivity tests of the welded structure with and without the use of micro-jet cooling are presented in table vi. in order to facilitate the interpretation of tabular data, it is presented below in the form of a graph (fig. 10). it turned out that both micro-jet cooling with helium or argon greatly increases the conductivity of a welded alloy almost table v. tensile results in the analysed aluminum alloy 6082 t651 welding processes of the mig welding process with and without micro-jet cooling 2θ, deg 2θ, deg 29welding technology review vol. 91 2/2019 to its value of a base material without welding (34 ms/m). the micro-jet gas does not have a significant influence on the conductivity of the alloy, although argon appears to be a more favourable gas. micro-jet helium cooling guarantees the conductivity of busducts at a level of 28 ms/m. fig. 9. graphical representation of the mechanical properties of aluminum welds fig. 10. graphical representation of the conductivity of busduct elements made by various welding processes table vi. conductivity of busduct elements made by various welding processes welding process electrical conductivity, ms/m mig 17.77 mig with argon micro-jet cooling 27.97 mig with helium micro-jet cooling 29.21 micro-jet argon cooling guarantees the conductivity of busducts at a level of 29 ms/m. the analysis of the data in table vi allows us to conclude that increased conductivity limits the thermal losses associated with the heating of busducts during current flow. at the same time, there is a second observation: to preserve the ability to conduct the same current, the busduct structure with a smaller cross-section may be proposed. summary and conclusion the pioneering method of welding aluminum alloys using micro-jet cooling was conducted. tests related to the welding of important civil engineering structure which are the busducts have been carried out. this type of construction must have good plastic properties and high electrical conductivity. current welding processes do not guarantee good conductivity, often twice lower than aluminum alloy. welding of busducts with two different welding speeds and with different micro-jet gases (helium, argon) was tested. bending tests showed that a slower welding speed is more beneficial, as there is a longer cooling period by micro-jet gases (argon or helium). better plastic properties were observed, which means a higher elongation value. strength tests showed that after micro-jet welding, the busducts have a value that is comparable to welded joints without cooling. two smaller grain refinement after welding using micro-jet cooling was noted. in this case, helium and argon during micro-jet cooling of the weld produced a similar effect. the most important observation associated with the use of micro-jet cooling is related to the electrical conductivity of the busduct (huge conductor). micro-jet cooling allows us 30 welding technology review vol. 91 2/2019 references [1] k.c. agrawal, industrial power engineering and applications handbook, newnes power engineering series, isbn 978-0-7506-7351-8, elsevier inc. (2001), 31. [2] d. pytel, b. szczucka-lasota, m. krzysztoforski, t. węgrzyn, logistics problems related to international sea transport of large loads on the example of busducts, proceeedings of x international scientific conference, transport problems, wisła, silesian university of technology, june (2018). [3] g. szymański, a. patecki, eddy current and temperature of the sheath in tree-phase pipe sheathing system, ieeb transaction of magnetics (20042006), vol. mag-20. [4] b. baron, z. piatek, substitute impedance and current density in cylindrical conductors of a single phase high-current busduct, (w), computer aide design of electroheat devices, wydawnictwo politechniki śląskiej (2002), gliwice, 252-265. [5] ieee standard for metal-enclosed bus c37.23, ieee usa, isbn 978-15044-0650-5 (2015). [6] k. lukaszkowicz, l.a. dobrzański, a. zarychta, structure, chemical and phase compositions of coatings deposited by reactive magnetron sputtering onto the brass substrate, journal of materials processing technology (2004), vols. 157-158, 380-387. [7] b. skowrońska, j. szulc, t. chmielewski, d. golański, wybrane właściwości złączy spawanych stali s700 mc wykonanych metodą hybrydową plazma+mag, welding technology review (2017), vol. 89 (10), 104-111. [8] d. golański, t. chmielewski, b. skowrońska, d. rochalski, advanced applications of microplasma welding, biuletyn instytutu spawalnictwa w gliwicach (2018), vol. 62 (5), 53-63. [9] b. jaeschke, m. węglowski, t. chmielewski, current state and development opportunities of dynamic power source for gma welding processes, journal of manufacturing technologies (2017), vol. 42 (1), 23-30. [10] k. ferenc, p. cegielski, t. chmielewski, technika spawalnicza w praktyce, poradnik inżyniera konstruktora i technologa, verlag dashofer (2015), warszawa. [11] welding handbook, metals and their weldability, american welding society (1972), the sixth edition, usa. [12] n. izairi, f. ajredini, a. vevecka-pfiftaj, p. makreski, ristova, microhardness evolution in relation to the crystalline microstructure of aluminum alloy aa3004, archives of metallurgy materials (2018), vol. 63 (3), 11011108. [13] t.l. giles, k. oh-ishi, a.p. zhilyaev, s. swami, m.w. mahoney, t.r. mcnelley, the effect of friction stir processing on the microstructure and mechanical properties of an aluminum lithium alloy, metallurgical and materials transactions (2009), vol. 40 (1), 104-115. [14] c. hamilton, s. dymek, a. węglowska, a. pietras, numerical simulations for bobbin tool friction stir welding of aluminum 6082-t, archives of metallurgy materials (2018), vol. 63 (3), 1115-1123. [15] y. lin, z. zheng, s. li., x. kong, y. han, microstructures and properties of 2099 al-li alloy, materials characterization (2013), vol. 84, 88-99. [16] t. węgrzyn, j. piwnik, a. silva, m. plata, d. hadryś, micro-jet technology in welding, in proceedings of the 23rd international ocean (offshore) and polar engineering conference, anchorage, ak, usa, 30 june – 5 july (2013), 178-180. [17] b. szczucka-lasota, t. węgrzyn, z. stanik, j. piwnik, p. sidun, selected parameters of micro-jet cooling gases in hybrid spraying process, archives of metallurgy materials (2016), vol. 61 (3), 621-624. [18] d. hadryś, mechanical properties of plug welds after micro-jet cooling, archives of metallurgy materials (2016), vol. 61 (4), 1771-1775. [19] d. hadryś, impact load of welds after micro-jet cooling, archives of metallurgy materials (2016), vol. 61, 2525-2528. [20] r. benato, f. dughiero, m. forzan, a. paolucci, proximity effect and magnetic field calculation in gil and in isolated phase bus duct iee trans. of magn. (2002), vol. 38 (2), 781-784. © 2019 by the authors. submitted for possible open access publication under the terms and conditions of the creative commons attribution (cc by) license (http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/). to obtain conductivity at the base material conductivity level (34 ms/m), while the classic mig process reduces the conductivity of the connector by half (17 ms/m). on the basis of this research, the following conclusions can be drawn: 1. micro-jet cooling leads to better mechanical properties after welding of busducts, 2. the most preferred micro-jet gas for 6082 alloy welding is argon, 3. fragmentation of the β phase (si) (even by about 50%) in the weld resulted from welding with micro-jet cooling, 4. micro-jet cooling allows us to double the electrical conductivity of aluminum joints to the level of conductivity of the base material (34 ms/m). 5. the use of micro-jet cooling in aluminum alloys can result in large savings in responsible constructions for civil engieering on the busducts example due to the reduction of power losses. 201404_pspaw_8972.pdf 5przegląd spawalnictwa 4/2014 krzysztof pańcikiewicz anna zielińska–lipiec edmund tasak mikrostruktura i właściwości mechaniczne złączy stali t24 spawanych metodami konwencjonalnymi i wysokoenergetycznymi microstructure and mechanical properties of t24 steel  joints welded by typical and high-power processes streszczenie przedstawiono wyniki obserwacji wizualnych, badań makroi mikroskopowych oraz pomiarów twardości złączy doczołowych blach ze stali 7crmovtib10-10 (t24). złącza spawane wykonano łukiem krytym, wiązką laserową i metodą hybrydową (wiązka laserowa + spawanie łukowe elektrodą topliwą w osłonie gazów). obserwacje wizualne pozwoliły na ujawnienie nielicznych niezgodności spawalniczych, których obecność została potwierdzona w badaniach makroskopowych. badania mikroskopowe nie wykazały istotnego wpływu technologii spawania na mikrostrukturę swc, natomiast spoiny uzyskane w poszczególnych procesach charakteryzowały się zróżnicowaną mikrostrukturą, determinowaną m.in. szybkością odprowadzania ciepła. pomiary twardości wykazały, iż niezależnie od zastosowanej technologii maksymalna wartość twardości przekracza 350 hv10. słowa kluczowe: energetyka, stal t24, spawanie abstract the paper presents the results of visual observation, macroand microscopic examination and hardness testing of butt-welded joints of 7crmovtib10-10 steel. welded joints was made by submerged arc welding, laser beam welding and a hybrid method (laser beam welding + gas metal arc welding). visual observation shown the presence of a few imperfections, what confirmed the macroscopic examination. microscopic examination shown no significant effect of welding processes in the haz microstructure, while weld metal obtained by different processes is characterized by varied microstructure, that is determined i.e. heat removal rate. hardness measurement shown that maximum hardness value exceed 350 hv10, regardless of welding process. keywords: power industry, t24 steel, welding wstęp projektowanie i wdrażanie nowych materiałów w energetyce spowodowane jest koniecznością podnoszenia sprawności wytwarzania energii i zmniejszania emisji zanieczyszczeń. równie ważnym aspektem jest opracowywanie odpowiedniej technologii ich łąmgr inż. krzysztof pańcikiewicz; dr hab. inż. anna zielińska–lipiec, prof. agh; prof. dr hab. inż. edmund tasak – agh akademia górniczo–hutnicza, kraków. autor korespondencyjny/corresponding author: krzysztof.pancikiewicz@agh.edu.pll czenia. w przypadku rozważanej, niskostopowej stali bainityczno-martenzytycznej 7crmovtib10-10 (t24) zamierzeniem projektowym było wyeliminowanie podgrzewania wstępnego przed spawaniem oraz wykonywania obróbki cieplnej po spawaniu [1]. husemann i współautorzy [2] wskazywali na problem z uzyskaniem twardości w swc poniżej wymaganej 350 hv10, co jednak nie przeszkodziło w stosowaniu tej stali 6 przegląd spawalnictwa 4/2014 w kolejnych projektach kotłów. jednocześnie podjęto próby spawania łukiem krytym bez stosowania dodatkowych zabiegów cieplnych, czego wynikiem były liczne problemy [3÷14]. wynikiem prac nad właściwymi technologiami łączenia jest np. wykorzystanie wysokoenergetycznych źródeł ciepła do wykonywania wzdłużnych złączy pachwinowych typu rura-płaskownik [15]. w pracy przedstawiono wyniki analizy struktury i właściwości mechanicznych złączy doczołowych blach ze stali t24, spawanych różnymi metodami. przebieg badań ocenę mikrostruktury i właściwości mechanicznych doczołowych złączy spawanych blach stali 7crmovtib10-10 (t24) przeprowadzono w oparciu o obserwacje wizualne, badania makroi mikroskopowe oraz pomiary twardości. złącza spawane wykonano łukiem krytym, wiązką laserową i metodą hybrydową – wiązka laserowa i spawanie łukowe (elektroda topliwa w osłonie gazów). badania makroskopowe wykonano na mikroskopie stereoskopowym delta optical sz-453t, natomiast obserwacje mikroskopowe przy użyciu mikroskopu świetlnego leica dmlm. badania makroi mikroskopowe przeprowadzono na zgładach metalograficznych przygotowanych w płaszczyźnie prostopadłej do osi spoiny, szlifowanych mechanicznie, polerowanych tlenkiem aluminium i trawionych nitalem. pomiary twardości wykonano na twardościomierzu uniwersalnym zwick zhu 187,5 metodą vickersa przy obciążeniu 49,035 n (5 kg). odciski wykonywane były wzdłuż linii pomiarowej przebiegającej przez wszystkie strefy złącza, z zachowaniem stałej odległości 0,5 mm pomiędzy punktami wyznaczonymi przez przekątne odcisków. w przypadku złącza spawanego wiązką laserową i metodą hybrydową linia pomiarowa usytuowana była w połowie grubości złącza, natomiast dla złącza spawanego łukiem krytym linia pomiarowa znajdowała się w połowie grubości ostatniego ściegu. obserwacje wizualne złącza spawane poddano ocenie pod kątem spełnienia wymagań pn-en iso 5817 i pn-en iso 13919-1, klasyfikujących poziomy jakości wg niezgodności spawalniczych odpowiednio w złączach spawanych łukowo i wiązką laserową. na rysunkach 1÷3 przedstawiono lico i grań złączy spawanych. pomiary wielkości geometrycznych wykonano suwmiarką o dokładności pomiarowej 0,05 mm i spoinomierzem analogowym typu spa-40 o dokładności pomiarowej 0,05 mm. grubość płaskowników spawanych łukowo wynosiła 8 mm, natomiast złączy wykonanych metodami wysokoenergetycznymi 6 mm. obserwacje wizualne nie wykazały niezgodności spawalniczych w złączu wykonanym łukiem krytym, klasyfikując złącze na poziomie jakości b. rys. 1. złącze spawane łukiem krytym: widok od strony lica fig. 1. submerged arc welded joint: view of face of weld rys. 2. złącze spawane wiązką laserową: a) lico spoiny, b) grań spoiny fig. 2. laser beam welded joint: a) face of weld, b) root of weld rys. 3. złącze spawane metodą hybrydową: a) lico spoiny, b) grań spoiny fig. 3. hybrid method welded joint: a) face of weld, b) root of weld a) b) b) a) 7przegląd spawalnictwa 4/2014 w złączu spawanym wiązką laserową stwierdzono występowanie krateru (2024) o głębokości 1,0 mm, mieszczącego się w wartości granicznej dla poziomu jakości b (< 1,8 mm). z kolei w złączu wykonanym metodą hybrydową stwierdzono niezgodność spawalniczą rozpoznaną jako niezupełne wypełnienie rowka spawalniczego (511). głębokość niewypełnienia wynosząca 0,25 mm mieściła się w wartości granicznej dla poziomu jakości b, przewidzianego dla niezgodności krótkich (≤ 0,5 mm). zaobserwowany wyciek (504) od strony grani o wysokości 1,5 mm mieści się w wartości granicznej dla poziomu jakości d (≤ 1,8 mm). odnotowano również rozprysk (602) po obu stronach lica spoiny. liczba osadzonych cząsteczek metalu wynosiła ok. 10 szt. na każde 100 mm długości spoiny. ze względu na założony program badań stwierdzone niezgodności spawalnicze nie będą miały wpływu na wyniki oceny mikrostruktury i pomiary twardości. badania makroskopowe na rysunkach 4÷6 przedstawiono odpowiednio przekroje poprzeczne złączy spawanych łukiem krytym, wiązką laserową i metodą hybrydową. obserwacje rys. 4. makrostruktura złącza stali t24 spawanego łukiem krytym. trawiono nitalem. na zdjęciu dodatkowo widoczny odcisk w spoinie po pomiarze twardości fig. 4. macrostructure of t24 steel submerged arc welded joint. nital etching. visible the stamp from hardness measurement makroskopowe potwierdziły występowanie niezgodności spawalniczych ujawnionych podczas obserwacji wizualnych. dodatkowo odnotowano występowanie pustek gazowych (200) w złączu wykonywanym wiązką laserową. maksymalny wymiar dla pojedynczego pęcherza (0,42 mm) mieścił się w wartości granicznej dla poziomu jakości b (≤ 1,8 mm; f < 0,7%). w przypadku spawania metodami wysokoenergetycznymi zaobserwowano również niezgodność określaną jako przesunięcie brzegów (507). zarówno w przypadku złącza spawanego wiązką laserową, jak i metodą hybrydową mieści się ono w wartości granicznej dla poziomu jakości b (≤ 0,6 mm) i wynosi odpowiednio 0,4 mm i 0,3 mm. badania mikroskopowe badania mikroskopowe wykazały brak istotnych różnic w mikrostrukturze strefy wpływu ciepła złączy spawanych metodami konwencjonalnymi i wysokoenergetycznymi. na rysunku 7 przedstawiono obszar przegrzania, który został nagrzany podczas spawania powyżej 1100°c. charakteryzuje się on gruboziarnistą strukturą bainityczno-martenzytyczną z widocznymi wydzieleniami węglikoazotków tytanu. na rysunku 8 przedstawiono obszar normalizowania o strukturze drobnoziarnistej, identycznej jak w przypadku materiałów poddanych wyżarzaniu normalizującemu. w obszarze częściowego przekrystalizowania (rys. 9), nagrzanego do temperatury w zakresie ac1-ac3, występują zarówno ziarna, które uległy przekrystalizowaniu (świeża struktura bainityczno-martenzytyczna), jak i ziarna charakterystyczne dla materiału rodzimego (wysokoodpuszczona struktura bainityczno-martenzytyczna). w obszarze spoiny (rys. 10÷12) obserwowana jest zróżnicowana mikrostruktura wynikająca z szybkości chłodzenia zależnej od stosowanej technologii spawania. dodatkowo zaobserwowano, że poszczególne składniki mikrostruktury ulegają odmiennemu trawieniu, które może być determinowane przez szybkość odprowadzania ciepła. dokładna analiza tego zagadnienia wymaga przeprowadzenia szczegółowych badań. rys. 5. makrostruktura złącza stali t24 spawanego laserowo. trawiono nitalem fig. 5. macrostructure of t24 steel laser beam welded joint. nital etching rys. 6. makrostruktura złącza stali t24 spawanego metodą hybrydową. trawiono nitalem fig. 6. macrostructure of t24 steel hybrid method welded joint. nital etching 8 przegląd spawalnictwa 4/2014 rys. 7. mikrostruktura w obszarze przegrzania swc stali t24. trawiono nitalem fig. 7. microstructure of t24 steel in the overheating zone of haz. nital etching rys. 8. mikrostruktura w obszarze normalizowania swc stali t24. trawiono nitalem fig. 8. microstructure of t24 steel in the normalizing zone of haz. nital etching rys. 9. mikrostruktura w obszarze częściowego przekrystalizowania swc stali t24. trawiono nitalem fig. 9. microstructure of t24 steel in the recrystalize zone of haz. nital etching rys. 10. mikrostruktura spoiny stali t24 wykonanej łukiem krytym. trawiono nitalem fig. 10. microstructure of t24 steel weld metal made by submerge arc welding. nital etching rys. 11. mikrostruktura spoiny stali t24 wykonanej wiązką laserową. trawiono nitalem fig. 11. microstructure of t24 steel weld metal made by laser beam welding. nital etching rys. 12. mikrostruktura spoiny stali t24 wykonanej metodą hybrydową. trawiono nitalem fig. 12. microstructure of t24 steel weld metal made by hybrid method. nital etching 9przegląd spawalnictwa 4/2014 podsumowanie przeprowadzone badania wykazały brak istotnego wpływu technologii spawania na mikrostrukturę strefy wpływu ciepła i twardość złączy spawanych. jednakże zastosowanie spawania wysokoenergetycznego powoduje wzrost wydajności procesu łączenia i uzyskanie spoiny w jednym przejściu. spoina ta ma odmienną mikrostrukturę niż spoiny wykonane łukiem krytym. różnice te ujawniane są literatura [1] j. arndt, k. haarmann, g. kottmann, j. vaillant, w. bendick, g. kubla, a. arbab, f. deshayes: the t23/t24 book. new grades for waterwalls and superheaters, vallourec & mannesmann tubes, 2000. [2] r.-u. husemann, w. bendick, k. haarmann, j. heeschen, a. helmrich: der neue werkstoff 7crmovtib10-10 fur die kesselkomponente membranwand (teil 2), vgb kraftwerks technik, 2000, nr 8, s. 97-101. [3] j. adamiec: produkcja paneli ścian szczelnych kotłów z nowej bainitycznej stali 7crmovtib10-10, spajanie metali i tworzyw w praktyce, 2008, nr 2, s. 14-18. [4] j. adamiec, m. więcek, w. gawrysiuk: spawanie łukiem krytym paneli ścian szczelnych kotłów przemysłowych z bainitycznej stali 7crmovtib10-10, spawanie w energetyce: xvi międzynarodowa konferencja opole-jarnołtówek, opole, 23-25 kwietnia 2008. na etapie trawienia. prawdopodobną przyczyną ich występowania jest różna szybkość odprowadzania ciepła. w omawianych przypadkach twardość w spoinie i strefie wpływu ciepła przekracza 350 hv5, przy czym jej wartość w spoinie wykonanej łukiem krytym została przekroczona tylko w pobliżu linii wtopienia. [5] e. tasak, j. adamiec, a. ziewiec: pękanie złączy spawanych stali bainitycznej w gatunku 7crmovtib10-10 (t24), spawanie w energetyce: xvi międzynarodowa konferencja opole-jarnołtówek, opole, 23-25 kwietnia 2008. [6] e. tasak, a. ziewiec, j. adamiec: „wpływ wodoru na pękanie spoin w stalach bainitycznych i mikrostopowych,” hutnik wiadomości hutnicze, 2008, r. 75, nr 4, s. 170-176. [7] j. adamiec, a. hernas: experiences in welding of membrane panels made of 7crmovtib10-10 (t24) steel, 14th international research/expert conference: trends in the development of machinery and associated technology, mediterranean 66, cruise, 11-18 wrzesień 2010. [8] j. adamiec, m. więcek, w. gawrysiuk: doświadczenia przy spawaniu łukiem krytym paneli ścian szczelnych kotłów z bainitycznej stali 7crmovtib10-10, spawanie w energetyce: xvii międzynarodowa konferencja opole-turawa, opole, 20-23 kwietnia 2010. pomiary twardości rozkłady wyników pomiarów twardości wykonanych na przekroju poprzecznym złączy spawanych przedstawiono dla poszczególnych metod na rysunkach 13÷15. we wszystkich złączach maksymalna wartość twardości w spoinie i swc przekracza 350 hv5, co może być m.in. przyczyną zwiększonej skłonności do występowania pęknięć zimnych. rys. 15. rozkład twardości w złączu stali t24 spawanym metodą hybrydową fig. 15. hardness distribution in the hybrid method welded joint of t24 steel rys. 13. rozkład twardości w złączu stali t24 spawanym łukiem krytym fig. 13. hardness distribution in the submerged arc welded joint of t24 steel rys. 14. rozkład twardości w złączu stali t24 spawanym wiązką laserową fig. 14. hardness distribution in the laser beam welded joint of t24 steel 10 przegląd spawalnictwa 4/2014 podziękowanie autorzy dziękują firmie energoinstal katowice za wykonanie złącza spawanego metodą hybrydową oraz centrum laserowych technologii metali w kielcach za wykonanie złącza spawanego wiązką laserową. badania wykonano w ramach projektu nr 2012/07/n/st8/00630. [9] w. gawrysiuk, m. więcek, j. adamiec: spawanie ścian szczelnych wykonanych ze stali t/p24 (7crmovtib10-10). fakty i mity, spawanie w energetyce: xvii międzynarodowa konferencja opole-turawa, opole, 20-23 kwietnia 2010. [10] j. adamiec: hot cracking of welded joints of the 7crmovtib 10-10 (t/p24) steel, iop conference series: materials science and engineering, 2011, nr 22. [11] j. adamiec: pękanie złączy spawanych ze stali 7crmovtib10-10, materiały konferencji powerwelding 2011, kroczyce ostaniec, 8-9 wrzesień 2011. [12] ľ. mráz, p. bernasovský, p. zifčák, p. brziak, j. kotora, d. krajči, m. mráz, j. pecha: skúsenosti s úžitkovými vlastnosťami ocele t24, zváranie svařování, 2012, r. 61, nr 5-6, s. 105-114. [13] a. ziewiec, k. pańcikiewicz, e. tasak: pękanie spoin w stali 7crmovtib10-10 (t24) w czasie spawania, uruchamiania i eksploatacji bloków energetycznych, przegląd spawalnictwa, 2012, r. 84, nr 5, s. 2-7. [14] e. tasak, a. ziewiec, k. pańcikiewicz: problemy materiałowe przy wytwarzaniu ścian szczelnych kotłów energetycznych na parametry nadkrytyczne, hutnik-wiadomości hutnicze, 2012, r. 79, nr 4, s. 247-253. [15] w. gawrysiuk, m. więcek, j. adamiec: spawanie hybrydowe (laser+mag) paneli ścian szczelnych kotłów ze stali 7crmovtib10-10, materiały i technologie stosowane w budowie kotłów o parametrach nadkrytycznych o temperaturze pary do 700°c, gliwice, 2013. imię i nazwisko kontakt do osoby zamawiającej: adres nip zamawiam artykuły: nr zeszytu: ..........., rok ............., strony ..................... nr zeszytu: ..........., rok ............., strony ..................... nr zeszytu: ..........., rok ............., strony ..................... cena cena 1 artykułu z numeru archiwalnego w wersji elektronicznej: 21 zł (w tym 5% vat) w celu zamówienia artykułu należy wypełnić formularz zamieszczony obok i przesłać go w formie skanu wraz z potwierdzeniem wpłaty na adres: pspaw@ps.pl wpłaty należy dokonać na rachunek bankowy: bank bph s.a. oddział w warszawie 45 1060 0076 0000 3200 0043 1836 artykuły wysyłane są drogą elektroniczną w ciągu 2 dni od otrzymania zamówienia. redakcja – przegląd spawalnictwa aw simp ul. świętokrzyska 14a, 00-050 warszawa tel.: 22 827 25 42, faks: 22 336 14 79 firma artykuły archiwalne przeglądu spawalnictwa adres e-mail 201113_pspaw.pdf 23przegląd spawalnictwa 13/2011 krzysztof dragan łukasz kornas norbert pałka problematyka diagnozowania kompozytowych konstrukcji lotniczych the issues connected with non destructive techniques  for the aerospace composite structures inspection krzysztof dragan, łukasz kornas – instytut techniczny wojsk lotniczych, norbert pałka – wojskowa akademia techniczna. streszczenie w artykule przedstawiony zostanie opis problematyki diagnozowania kompozytowych konstrukcji lotniczych. kompozyty, charakteryzuje zdecydowanie większy stosunek masa/wytrzymałość, niż większość konstrukcji wykonywanych np. z stopów lekkich. są one jednak wrażliwe na uszkodzenia od udarów mechanicznych i termicznych. ponadto w trakcie wytwarzania powstają uszkodzenia wpływające na zmniejszenie ich wytrzymałości. w artykule przedstawiono podejście do diagnostyki takich struktur z wykorzystaniem metod badań nieniszczących takich jak: metoda ultradźwiękowa z wykorzystaniem phased array, oraz metoda spektroskopii terahertzowej. omówiono i przedstawiono problemy diagnozowania konstrukcji kompozytowych, w tym konstrukcji fml (fibre metal laminates). dla każdej z tych metod badań nieniszczących przedstawiono ich zalety i ograniczenia związane z diagnostyką takich konstrukcji. abstract this paper presents approach for ndt techniques for composite structural integrity assessment of the aerospace structures. in such structures besides of higher mass/durability ratio than e.g. aluminum alloys aerospace components there is higher vulnerability on the failure mode creation because of impact damage from mechanical and thermal shocks. moreover during the manufacturing process different damages occur and affect material strength. for the purpose of damage detection different nde (non destructive evaluation) techniques will be presented such as: ultrasonic with the use of phased array and thz spectroscopy. the main problems of the composites structures nde will be highlighted and presented including fml (fibre metal laminates). all the advantages and limitations of the above described nde methods will be delivered. wstęp właściwości materiałów kompozytowych spełniające wymogi filozofii systemu eksploatacji „tolerowanego uszkodzenia” (damage tolerance), oraz korzystny iloraz masy do wytrzymałości powodują, iż producenci statków powietrznych (sp) coraz częściej stosują materiały kompozytowe do produkcji elementów konstrukcyjnych sp [1]. kolejnym czynnikiem powodującym zwiększone zastosowanie materiałów kompozytowych jest możliwość zmniejszenia kosztów związanych z zużyciem paliwa oraz innych kosztów eksploatacji [2]. stosowane dotychczas stopy aluminium są podatne na powstawanie uszkodzeń związanych nie tylko z oddziaływaniem atmosfery (zjawisko korozji), ale również z oddziaływaniem cyklicznych obciążeń zmęczeniowych (przykładem jest zjawisko pękania zmęczeniowego pod wpływem korozji – stress corrosion cracking – scc) [3, 4]. zastosowanie materiałów kompozytowych eliminuje problem związany z występowaniem efektów korozyjnych. jednakże należy zdawać sobie sprawę z innych czynników wpływających na możliwość zmniejszenia wytrzymałości takich struktur spowodowanych [5]: – brakiem powtarzalności przy wytwarzaniu elementów, w szczególności w tzw. „technikach na mokro”; – brakiem jednoznacznie określonej granicy plastyczności materiału; – anizotropią materiału i związanymi z tym różnymi rodzajami uszkodzeń; 24 przegląd spawalnictwa 13/2011 – szczególną podatnością na uszkodzenia od obciążeń prostopadłych do płaszczyzny powierzchni elementu; – niedostatkami kontroli jakości elementów opuszczających wytwórnię; – wysoką podatnością na powstawanie uszkodzeń od uderzeń o niewielkich energiach; – możliwością powstawania wad i uszkodzeń podczas wytwarzania elementów, m.in. takich jak: porowatość, odklejenia, wtrącenia ciał obcych, rozwarstwienia. czynniki takie prowadzą do powstania wad w kompozytach i takich jak [6]: – niewłaściwie wygrzana termicznie osnowa; – nieprawidłowy udział objętościowy włókien zbrojenia – spowodowany nadmiarem lub brakiem osnowy. lokalne nieprawidłowości zdarzają się podczas produkcji, jednakże duże odchyłki (tzn. większe obszary) występują wskutek nieprawidłowego przebiegu procesu wytwarzania; – pory – wskutek parowania osnowy lub powietrza w trakcie nieprawidłowego przeprowadzenia procesu wygrzewania; – brak równoległości w ułożeniu włókien zbrojenia – powoduje lokalne zmiany w objętościowym udziale włókien zbrojenia w materiale; – brak równoległości w ułożeniu warstw. powstaje w trakcie układania warstw. może powodować zmianę sztywności materiału oraz odkształcenie w trakcie procesu wygrzewania; – pękanie poszczególnych warstw – spowodowane oddziaływaniem poszczególnych warstw podczas wytwarzania; – rozwarstwienia – rzadko spotykane podczas wytwarzania, jednakże mogą powstać wskutek zanieczyszczania przy wytwarzaniu lub obróbce mechanicznej, polegają na niedoklejeniu poszczególnych warstw materiału kompozytowego; – uszkodzenia włókien zbrojenia; – odklejenia – w trakcie procesu wytwarzane komponenty mogą być klejone. wskutek zanieczyszczenia lub braku kleju, elementy te mogą nie dolegać do siebie, co poważnie wpływa na zmniejszenie wytrzymałości badanego elementu; – wtrącenia ciał obcych – polegające na pozostawieniu w trakcie wytwarzania, zanieczyszczeń, pozostałości z procesu wytwarzania. w ostatnich latach prowadzono wiele badań, mających na celu zmniejszenie ilości wad powstających w materiałach kompozytowych. rozwinięte zostały takie metody wytwarzania jak: rtm (resin transfer moulding), rfi (resin film infusion) [7]. metody te jednakże mogą powodować powstawanie innych wad, co wymusza konieczność stosowania badań nieniszczących w ocenie materiałów kompozytowych. innymi przyczynami powstawania uszkodzeń w strukturach kompozytowych są czynniki wpływające na trwałość tych materiałów w trakcie eksploatacji. takimi czynnikami powodującymi powstawanie uszkodzeń w materiałach kompozytowych są [8]: obciążenia statyczne; uderzenia; procesy zmęczeniowe; efekty atmosferyczne (zmiany temperatury i wilgotności); przegrzania. wystąpienie uszkodzeń powoduje obniżenie właściwości wytrzymałościowych konstrukcji. kompozyty stosowane w konstrukcjach lotniczych kompozyty stosowane w lotnictwie w większości: cfrp (carbon fibre reinforced plastic) – kompozyt polimerowy o zbrojeniu węglowym i gfrp (glass fibre reinforced plastic) – kompozyt polimerowy o zbrojeniu szklanym; – zbudowane są włókien węglowych/szklanych zespolonych za pomocą utwardzonej żywicy. w zależności od właściwości włókien i żywicy, kompozyt uzyskuje różne właściwości mechaniczne i termodynamiczne. właściwości kompozytu nie są średnią arytmetyczną ani sumą właściwości jego składników [7, 8]. ostatnio coraz częściej w konstrukcjach lotniczych stosowane są również kompozyty fml (fibre metal laminates) [9]. przykładem takich konstrukcji są laminaty typu glare (glass aluminium reinforced). są to laminaty składające się z warstw cienkiej blachy metalowej i kompozytu polimer-włókno ceramiczne lub polimerowego. laminaty takie charakteryzują się doskonałymi właściwościami łącząc równocześnie właściwości metalu i włóknistego kompozytu polimerowego. taka kombinacja daje w rezultacie nową generację materiałów hybrydowych o właściwościach pozwalających na hamowanie i blokowanie rozwoju pęknięć przy cyklicznym obciążeniu, bardzo dobrej charakterystyce wytrzymałości na obciążenia i udarność oraz niskiej gęstości co wpływa na zmniejszenie masy konstrukcji statków powietrznych. na rysunku 1 przedstawiono przykład laminatu fml wytworzonego jako próbkę odniesienia do badań nieniszczących. w laminacie wykonano uszkodzenia o charakterze wtrąceń ciał obcych za pomocą wkładek teflonowych o grubości 125 µm. próbka została wykonana przez wydział inżynierii materiałowej politechniki lubelskiej [10]. rys. 1. przykład laminatu fml fig. 1. fml laminate example kompozyt metal→ → 25przegląd spawalnictwa 13/2011 metody badań i diagnostyki kompozytów w chwili obecnej do badań materiałów kompozytowych stosuje się metody: wizualną, ultradźwiękową, rezonansowe, optyczną (d-sight), shearography, termografię, radiografię, prądów wirowych oraz szereg metod hybrydowych. każda z metod charakteryzuje się pewnymi ograniczeniami jak również możliwościami diagnozowania struktur określonych typów. w artykule przedstawione zostanie podejście do diagnostyki metodą ultradźwiękową z wykorzystaniem techniki phased array oraz spektroskopii terahertzowej. metoda ultradźwiękowa (phased array) metoda ultradźwiękowa jest metodą pozwalającą na uzyskania najbardziej szczegółowych informacji o badanej strukturze. wykorzystanie głowic wieloprzetwornikowych oraz funkcji modułów elektronicznych pozwala na zwiększenie możliwości diagnostycznych w szczególności w diagnostyce elementów wielowarstwowych. poniżej przedstawiono wynik badania elementu (próbki odniesienia) wykonanej z laminatu fml z uszkodzeniami w postaci wtrąceń ciał obcych umieszczonych na różnej głębokości i posiadających różny rozmiar. dla potrzeb wyznaczenia rozmiaru uszkodzenia wykorzystano następującą zależność opisującą iloraz sygnał/szum: gdzie: f(x,y)_s – średnia wartość sygnału (amplitudy) w obszarze uszkodzenia; f(x,y)_b – średnia wartość sygnału (amplitudy) w wokół obszaru uszkodzenia. diagnostyka fml z wykorzystaniem metody ultradźwiękowej (w tym głowic wieloprzetwornikowych – phased array) jest jedną z najbardziej efektywnych metod. wykorzystanie funkcji tzw. przetwarzania postprocessing umożliwia charakteryzowanie poszczególnych warstw oraz zmianę warunków brzegowych pomiaru. rysunek 2 przedstawia wyniki badań ultradźwiękowych laminatu fml z wykorzystaniem pojedynczego czujnika oraz systemu phased array. wykorzystanie pojedynczego czujnika nie pozwoliło wykryć wszystkich uszkodzeń. przyczyną była szerokopasmowa odpowiedź od poszczególnych warstw, a w szczególności echa od dna (mała wartość snr) badanego elementu. wykorzystanie phased array oraz metod przetwarzania sygnałów postprocessing w tym ogniskowania wiązki, pozwoliło wykryć wszystkie uszkodzenia [12, 13]. co więcej technika phased array umożliwia dynamiczne zobrazowanie struktury z wykorzystaniem zobrazowania typu b-scan, co umożliwia tzw. szybki podgląd struktury. na rysunku 2 (dla głowic wieloprzetwornikowych) przedstawiono uszkodzenia zlokalizowane przy dolnej krawędzi płytki. wykorzystanie tzw. aktywnej bramki umożliwia wizualizację uszkodzeń położonych na różnych głębokościach. najważniejsze informacje wynikające z badania przygotowanej próbki są następujące: – badanie elementów o grubości 0,5 mm powoduje szereg odbić sygnałowych wpływających na utrudnioną detekcję uszkodzeń w szczególności tych położonych głębiej. – istotnym czynnikiem wpływającym na wykrywalność jest odpowiedni dobór parametrów badania np.: częstotliwość powtórzeń, (uniknięcie efektów rezonansowych, odpowiednia rozdzielczość czasowa, efekty nieliniowe, likwidacja efektów dyfrakcyjnych); – wykorzystanie funkcji składania danych (data compounding) i analiz post processing pozwala na określenie i wykrycie wszystkich uszkodzeń zaimplementowanych w badanej próbce – jednakże wymaga to wykorzystania odpowiednio przygotowanej jednostki pomiarowej; – oszacowana wartość błędu wyznaczenia pola powierzchni uszkodzenia wynosi ok. 1%. rys. 2. wyniki badań ultradźwiękowych laminatu fml: a) zobrazowanie typu c dla pojedynczego przetwornika, b) zobrazowanie typu c (u góry) i typu b za pomocą systemu phased array (strzałka wskazuje na lokalizację uszkodzenia przy dolnej krawędzi laminatu) fig. 2. fml laminate ultrasonic test results: a) c type view for single transducer, b) c type view (up) and b-scan made with the use of phased array system (arrow shows the place of damage – near to bottom edge) a) b) → 26 przegląd spawalnictwa 13/2011 metoda spektroskopii terahertzowej (thz) – tds fale terahercowe (thz) to ostatni niezagospodarowany dotąd przez człowieka zakres promieniowania elektromagnetycznego. pasmo terahercowe obejmuje fale w przedziale 0,3÷10 thz (300÷10 000 ghz) i odpowiada długościom fal od 1 mm do 30 µm. urządzenia wykorzystujące technikę terahercową mają (i mogą mieć) bardzo szerokie zastosowania w różnych obszarach życia. ze względu na niejonizacyjny charakter tego promieniowania, a co za tym idzie, brak szkodliwości jego oddziaływania na organizmy żywe może ono wyprzeć urządzenia rentgenowskie z wielu zastosowań. jednym z wielu zastosowań terahercowego zakresu promieniowania są nieniszczące badania materiałów (odzież, skóra, tworzywa sztuczne), struktur oraz organizmów żywych, które zawierają niezbyt duże ilości wody i nie są metalami. jego mniejsza przenikliwość pozwala badać materiały o mniejszej gęstości, z czym nie radziły sobie promienie x. w wyniku prześwietlenia próbki otrzymywany jest obraz, który ukazuje ukryte dla zwykłej optyki defekty struktury. pozwala wykryć miejsca uszkodzeń różnych elementów np. w strukturach kompozytowych czy w urządzeniach półprzewodnikowych, a także wady lub choroby organizmów żywych. w odniesieniu do laminatów, promieniowanie thz łatwo przenika poprzez większość materiałów polimerowych, także kolorowych i nieprzenikalnych dla zakresu widzialnego i podczerwieni [11]. jednakże wzmocnienia w postaci włókien szklanych, węglowych czy magnesium hydroxide wykazują większą absorpcję. ponadto włókna, których średnice są porównywalne z długościami fali thz (rzędu ułamków mm) ze względu na rozpraszanie posiadają większy kontrast w porównaniu do promieniowania podczerwonego, widzialnego i rentgenowskiego. w przedstawionej metodzie pomiarowej wykorzystywane będą propagujące się impulsy promieniowania thz (podobnie jak w metodzie ultradźwiękowej), zarówno w trybie transmisyjnym jak i odbiciowym. ich czasowe opóźnienia i echa dostarczają informacji nie tylko o grubości próbki i jej strukturze wewnętrznej ale także o jej warstwach, niejednorodnościach, rozwarstwieniach czy porach powietrznych [12]. opis techniki tds i jej możliwości zostanie przedstawiony na przykładzie spektrometru firmy ekspla (rys. 3). generującym i zarazem detekującym elementem systemu jest antena dipolowa konstruowana na absorbującym promieniowanie laserowe bliskiej podczerwieni (ok. 800 nm) warstwie półprzewodzącej (gaas) osadzonej na podłożu dielektrycznym. warstwa półprzewodnika zostaje spolaryzowana napięciem ok. 50v przyłożonym do elektrod naniesionych na powierzchni półprzewodnika. pomiędzy poszczególnymi elektrodami istnieje kilkumikronowa przerwa. duża oporność półprzewodnika powoduje, że upływ prądu jest pomijalnie mały. laserowy, silny impuls femtosekundowy zogniskowany na wyróżnionej przerwie między elektrodami powoduje generacje elektronów i dziur w obszarze półprzewodnika. polaryzacja umożliwia zaś przepływ ładunków – elektronów i dziur do odpowiednich elektrod. parametry materiałowe półprzewodnika są tak dobrane, że femtosekundowy impuls laserowy (czas trwania impulsu < 150 fs) generuje impuls elektrycznyo terahercowej częstotliwości składowych widma impulsu. promieniowanie zebrane i ukierunkowane przez hemisferyczną soczewkę tworzy użyteczny strumień thz. wyżej opisany układ generuje ciąg impulsów terahercowych, których cykl odpowiada cyklowi padających na antenę impulsów z lasera (ok. 80 mhz). zakres częstotliwości wynosi 0,1÷ 3 thz, a moc ok. 10 µw. jako detektor promieniowania terahercowego stosuje się identyczną antenę dipolową z czułym amperomierzem. podobnie jak w generatorze femtosekundowy impuls laserowy generuje obszar ładunków między elektrodami. w czasie bardzo krótkiego życia tych ładunków na detektor pada „wolny” impuls terahercowy, który powoduje przepływ prądu w antenie o kształcie i natężeniu proporcjonalnym do chwilowej wartości natężenia impulsu terahercowego, co jest mierzone czułym amperomierzem. skanując położenie linii opóźniającej istnieje możliwość odtworzenia na detektorze całego impulsu terahercowego. rys. 3. schemat systemu dla spektroskopii tds (u góry) oraz generacja impulsu terahercowego z wykorzystaniem anteny fotoprzewodzącej (na dole) fig. 3. the scheme of system for tds spectroscopy (top) and the terahertz impulse generation with the use of photoconduction aerial (down) 27przegląd spawalnictwa 13/2011 w związku z tym systemy generacji i detekcji pracują w jednym, zsynchronizowanym w czasie układzie optycznym (rys. 3). widmo transmisyjne materiału badanego jest ilorazem dwóch widm – próbki badanej i bez próbki (odniesienie). na rysunku 4 pokazano przebiegi czasowe odebranych impulsów terahercowych, ich charakterystyki widmowe po transformacji fouriera oraz widmo transmisyjne dla próbki heksogenu. ze względu na duże tłumienie par wody, pomiary metodą tds wykonuje się najczęściej w komorze z przedmuchem suchym powietrzem lub azotem. opisana metoda tds, ze względu na swoje właściwości, może by adoptowana do obrazowania struktury materiałów kompozytowych. w przypadku dużych próbek (rzędu kilku cm), próbka jest umieszczana w uchwycie sterowanym silnikami krokowymi. interesujący skan całej próbki jest uzyskiwany metodą rastrową punkt po punkcie a wyspecjalizowane oprogramowanie tworzy rys. 4. przebiegi czasowe impulsów thz, ich transformaty fouriera (fft) oraz widmo transmisyjne próbki heksogenu. [ioe wat pomiary własne] fig. 4. the thz impulse time course, fourier transform (fft) and transmission spectrum of the hexogen sample [ioe wat own measurements] rys. 5. wyniki z badania metodą spektroskopii thz fig. 5. results of thz spectroscopy test podsumowanie przedstawiono wybrane i rozwijane obecnie metody diagnostyki konstrukcji kompozytowych. każda z stosowanych metod diagnostyki nieniszczącej ma swoje ograniczenia jak i możliwości zależne od badanego materiału jak i kształtu, grubości połączeń. w przypadku metody ultradźwiękowej olbrzymie możliwości w diagnostyce kompozytów zostały rozwinięte dzięki możliwościom przetwarzania sygnałów w dziedzinie czasu, częstotliwości oraz obraz całej próbki (analogiczne do systemów skanujących np. metodą ultradźwiękową). możliwe jest także poruszanie głowicą nadawczoodbiorczą w przypadku pomiaru dużych powierzchni. każdy piksel obrazu reprezentuje jedną wartość uzyskaną z analizy impulsu terahercowego – może to być np. moc transmitowana w całym impulsie lub w pewnym jego przedziale, wartość szczytowa impulsu czy też opóźnienie impulsu względem impulsu odniesienia [12]. tak więc z jednego procesu skanowania można uzyskać wiele dopełniających się obrazów terahercowych. poniżej przedstawiono wyniki badań metodą spektroskopii thz laminatów wykonanych z gfrp. wyniki przedstawione na rysunku 5 obejmują uszkodzenia o charakterze odklejeń i rozwarstwień. materiał przygotowany do badań to próbki wykonane z włókien szklanych i przedstawiające poszycie statków powietrznych. przetwarzaniu obrazów. obecnie rozwijane są metody analizy poszczególnych warstw w strukturze kompozytowej, tzw. „ply staking sequence”. metody te pozwalają na ocenę uszkodzeń znajdujących się w poszczególnych warstwach kompozytu. jednym z alternatywnych i nowych podejść jest wykorzystanie spektroskopii thz. jednakże metoda ta nadal w większości przypadków dotyczących konstrukcji lotniczych pozwala na badania jedynie laboratoryjne. 28 przegląd spawalnictwa 13/2011 literatura [1] roach d., dimambro j.: enhanced inspection methods to characterize bonded joints: moving beyond flaw detection to quantify adhesive strength, air transport association nondestructive testing forum, forth worth (usa) 17-19.10.2006. [2] roach d., nikhilesh a., composite structure utilization – commercial airplanes, sae international 05amt-51, 2005. [3] nde of hidden corrosion, report ntiac, austin tx, 1998. [4] aging of u.s. air force aircraft, final report, washington d.c. 1997. [5] composite qualification criteria, 51st annual forum of the american helicopter society, forth worth, tx, may. [6] baza wiedzy o strukturach kompozytowych: www.netcomposites.com. [7] abaris training resources: advanced composite structures: fabrication and damage repair, copyright, 1998. [8] kapuściński j., puciłowski k., wojciechowski s.: kompozyty, podstawy projektowania i wytwarzania, oficyna wydawnicza politechniki warszawskiej, warszawa 1993. [9] surowska b.: materiały funkcjonalne i złożone w transporcie lotniczym, eksploatacja i niezawodność, nr 3/2008, s. 30-39. [10] k. dragan, j. bieniaś, p. synaszko, m. sałaciński, problematyka badania kompozytów typu fml w konstrukcjach lotniczych, strony 130-135, czasopismo naukowe polskiego towarzystwa materiałów kompozytowych, nr 2/2011, issn: 1641-8611. [11] rutz f. et al.: non-destructive testing of glass-fibre reinforced polymers using terahertz spectroscopy, ecndt 2006. [12] yun-shik lee: principles of terahertz science and technology, springer, 2009. przeglad welding technology review redakcja przegląd spawalnictwa, ul. świętokrzyska 14a, 00-050 warszawa,  tel.: 22 827 25 42, fax: 22 336 14 79; e-mail: pspaw@ps.pl, www.pspaw.ps.pl 201401_pspaw_1489.pdf 2 przegląd spawalnictwa 1/2014 tomasz chmielewski dariusz golański marek węglowski spawanie grubych blach miedzianych metodą mig-speedpuls bez podgrzewania wstępnego mig-speedpuls welding thick plates  of copper without preheating stre zczenie w artykule przedstawiono wyniki badań doświadczalnych, dotyczących spawania miedzi bez podgrzewania wstępnego złączy doczołowych metodą mig w odmianie speedpuls w pozycji pa. omówiono spawalność miedzi, możliwość jej spawania bez podgrzewania wstępnego oraz wydajność spawania, geometrię i budowę makrostrukturalną uzyskanych spoin. słowa kl czowe spawanie, miedź, mig a tract this paper presents the results of experimental studies devoted to copper mig (speedpuls) welding in pa position without preheating. the article discussed the weldability of copper, possibility and performance of copper gma welding without preheating. the geometry and macro-structure of obtained welds has been described. ey word : welding, copper, gmaw t p charakterystyczne właściwości miedzi i jej stopów, np. wysokie przewodnictwo elektryczne i cieplne (do 10 razy większe niż stali), odporność na wiele agresywnych substancji chemicznych, dostatecznie dobre właściwości mechaniczne, a szczególnie dobre właściwości plastyczne (nawet w obniżonej temperaturze) powodują, że miedź i jej stopy są w szczególnych warunkach trudnym do zastąpienia konstrukcyjnym tworzywem metalowym. mimo postępującego w szybkim tempie rozwoju urządzeń i metod spawalniczych, spawanie miedzi stanowi wciąż poważny problem techniczny i nie ma obecnie łatwej technologicznie metody spawania, która pozwalałaby łączyć konstrukcje spawane w prosty sposób. trudności występujące podczas spawania miedzi związane są z jej właściwościami fizycznymi i charakterystyką metalurgiczną. spawalno miedzi wysokie przewodnictwo cieplne miedzi utrudnia lokalne doprowadzenie metalu do temperatury topnienia i tworzenie kąpieli metalicznej, a przez to wymusza stosowanie źródeł energii o wysokim stopniu koncentracji energii lub podgrzewania przed spawaniem i podczas procesu. podgrzewania przed spawaniem wymagają przedmioty o nawet nieznacznej grubości, tj. od ok. 3 mm. kolejne właściwości fizyczne utrudniające proces technologicznego spawania to wysoki współczynnik rozszerzalności cieplnej (ok. 50% większy niż dla stali) i znaczny skurcz odlewniczy. są one głównymi przyczynami powstawania w złączach spawanych znacznych naprężeń własnych, a w konsekwencji dużego odkształcenia, a nawet pęknięć konstrukcji charakteryzujących się dużym stopniem utwierdzenia. charakter reakcji metalurgicznych zachodzących podczas spawania oraz duży wpływ obecności r a inż toma z c mielew ki pro p dr a inż ari z ola ki pro p – politechnika warszawska, dr inż arek glow ki – rywal-rhc, warszawa. autor korespondencyjny/corresponding author: t.chmielewski@wip.pw.edu.pl 3przegląd spawalnictwa 1/2014 niepożądanych domieszek i gazów mogą być przyczyną obniżenia odporności miedzi na powstawanie tzw. pęknięć gorących. gazy te są z kolei główną przyczyną powstawania pęcherzy i porowatości w spoinach. szczególnie niebezpieczna jest obecność w miedzi bizmutu i ołowiu, które nie tworzą z miedzią roztworów stałych, ale ich kruche i niskotopliwe wydzielenia na granicach ziaren są przyczyną pęknięć gorących. szczególnie szkodliwą dla miedzi domieszką jest tlen, który tworzy z nią dwa typy tlenków: „czerwony” trwały podtlenek miedzi cu2o i „czarny” nietrwały tlenek miedzi cuo. cu2o stanowi zwykle pozostałość z procesu wytwarzania i tworzy z miedzią eutektykę cu2o+cu o temperaturze topnienia wyższej niż czysta miedź (ttop miedzi – 1083°c). eutektyka w strukturze pierwotnej (odlewy i spoiny) może tworzyć siatkę wzdłuż granic ziaren lub w wyniku przeróbki plastycznej występować w korzystniejszej postaci rozproszonej. w swc cu2o segreguje na granicach ziaren, a w spoinie lokuje się na granicach kryształów słupkowych, powodując skłonność spoiny do kruchego pękania. długie utrzymywanie miedzi w temperaturze bliskiej 1000°c skutkuje rozrostem ziarna i „nagromadzeniem” eutektyki i cu2o, a usunięcie efektów przegrzania możliwe jest tylko w procesie hutniczym. przegrzanie można rozpoznać czerwoną barwą kruchego przełomu materiału. stężenie tlenu w połączeniu spawanym i swc zależy od wielu czynników, m.in. od: gatunku miedzi, rodzaju spoiwa, metody i technologii spawania (warunków wstępnego podgrzewania). w miedzi przeznaczonej do spawania stężenie tlenu nie powinno być wyższe niż ok. 0,015%. przy czym należy zwrócić uwagę na to, że znaczna ilość tlenu może przeniknąć do obszaru spawania podczas wstępnego podgrzewania [3], na skutek dysocjacji cuo z warstwy wierzchniej. w takim przypadku spawanie miedzi pierwotnie nawet beztlenowej może prowadzić do istotnego wzrostu stężenia tlenu w obszarze spawania. między innymi z tego powodu podjęto próbę opracowania technologii spawania miedzi metodą mig bez wstępnego podgrzewania. ar nki pawania w ramach prowadzonych prac sprawdzono kilka odmian mig, jednak zadowalające rezultaty uzyskano jedynie podczas stosowania odmiany speedpuls. na rysunku 1 pokazano przebieg natężenia prądu spawania i napięcia łuku w czasie w odmianie speedpuls. specyfika metody mig-speedpuls polega na tym, że kształt impulsu natężenia prądu jest podobny do impulsu w odmianach puls i twinpuls tylko w pierwszej fazie narastania wartości natężenia prądu. w fazie amplitudowej prędkość narastania wartości natężenia prądu wyraźnie maleje. podczas obniżania natężenia prądu w odmianie speedpuls jego spadek jest wolniejszy do ok. 2/3 wartości szczytowej (widoczny wyraźny uskok na wykresie), następnie opada podobnie jak w odmianie puls. dzięki takiemu kształtowaniu piku prądowego jego czas trwania jest r dłuższy [4÷6]. podczas oceny charakteru przechodzenia kropli do kąpieli metalicznej, zarejestrowanego szybkobieżną kamerą 1024 pci firmy photron, zaobserwowano drobnokropelkowe (strugowe) przechodzenie metalu. może to zwiększyć energię spawania i prędkość posuwu drutu elektrodowego [7] w stosunku do metody mig standard. dodatkową zaletą metody jest to, że dzięki odpowiednio zaprogramowanej procedurze „odcinającej” krople, koniec drutu elektrodowego po procesie spawania ma stożkowy kształt, pozbawiony kropli zastygniętego metalu, utrudniającej ponowne zajarzenie łuku. przed ponownym rozpoczęciem procesu spawania nie występuje konieczność mechanicznego obcinania końcówki drutu elektrodowego. proces spawania speedpuls jest jedną z nowszych odmian metody mig (również mag) przeznaczoną do wysokowydajnego spawania. celem prowadzonych badań było uzyskanie warunków wykonania prawidłowego złącza spawanego doczołowego (spoina czołowa ukosowana na x grubości 10 mm) elektrolitycznej miedzi bez wstępnego podgrzewania. badania wykonywano w laboratorium zakładu inżynierii spajania politechniki warszawskiej. w ramach badań wykonano złącza doczołowe z miedzi stosowanej na przewody elektryczne używane w elektrowniach wiatrowych. do spawania zastosowano jako materiał dodatkowy drut spawalniczy doex copper din 1733 sg-cusn marki most o średnicy 1,2 mm [2], jako gazu osłonowego użyto argonu 5.0 grupa i1 (wg pnen iso 14175). proces spawania prowadzono również w warunkach produkcyjnych, a uzyskaną wydajność porównywano z wydajnością spawania próbki wzorcowej wykonanej metodą tig z podgrzewaniem wstępnym. próby spawania wykonano ręcznie z zastosowaniem natężenia prądu spawania ok. 280 a. do badań zastosowano urządzenia firmy lorch: saprom s (speedpuls). ry 1 przebieg zmian natężenia prądu spawania w funkcji czasu w metodzie mig-speedpuls ig 1 changes of welding current as a function of time in the migspeedpuls method 4 przegląd spawalnictwa 1/2014 do badań próbnych zaprojektowano, a następnie wykonano stanowisko badawcze. podczas badań zastosowano spawanie ręczne, podobnie jak w rzeczywistych warunkach prefabrykacji w firmie produkcyjnej. na rysunku 2 widać gotowe złącza spawane po obróbce mechanicznej oraz ogólny obraz konstrukcji. ry 2 płyta miedziana o grubości 10 mm z zaznaczonymi spoinami ig 2 the copper plate with a thickness of 10 mm with the joints ła ciwo ci złącza na rysunku 3 przedstawiono budowę złącza spawanego ze spoiną doczołową ukosowaną na x niesymetrycznie. mikrostrukturę w obszarze linii wtopienia przedstawiono na rysunku 4. mikrostruktura spoiny jest właściwa dla spoin stopów miedzi. podstawowe składniki mikrostruktury to kolumnowe kryształy, charakterystyczne dla struktury pierwotnej. ich orientacja wynika z kierunku odprowadzania ciepła ze spoiny do materiału rodzimego. obserwowana linia wtopienia jest regularna, wtopienie nieznaczne, a mimo to brak jest przyklejeń i innych wad wtopienia mogących występować podczas spawania bez wstępnego podgrzewania. bardzo interesująca jest mikrostruktura obszaru wtopienia po stronie materiału rodzimego. charakterystyczna strefa przegrzania (jaka występuje podczas spawania ze wstępnym podgrzewaniem) w tym przypadku w zasadzie nie istnieje. podczas wnikliwych badań struktury tego obszaru zaobserwowano jedynie nieznaczną rekrystalizację w pasmie o szerokości ok. 200 µm, gdzie średni wymiar ziarna wzrósł z ok. 80 do 150 µm. jedynym zaobserwowanym mankamentem uzyskiwanych połączeń był wyraźny nadlew lica, który w przypadku wymaganego usunięcia obniżał uzysk spoiwa. ry 3 makrostruktura spoiny czołowej x o grubości 10 mm spawanej metodą mig-speedpuls bez podgrzewania wstępnego (linią przerywaną zaznaczono miejsca pomiaru twardości) ig 3 macrostructure of butt weld x 10 mm mig-speedpuls welded without preheating (dashed line shows location of hardness testing) w kolejnym etapie zbadano twardość w charakterystycznych obszarach spoiny i materiału podłoża. pomiaru dokonano za pomocą mikroskopu z mikrotwardościomierzem – leitz wetzlar. otrzymane wyniki posłużyły do wykonania wykresu rozkładu twardości w przekroju poprzecznym spoiny czołowej w linii zaznaczonej na rysunku 3. ry 4 mikrostruktura obszaru linii wtopienia ig 4 the microstructure of the fusion boundary area ry 5 rozkład twardości w przekroju poprzecznym złącza doczołowego spoina x ig 5 distribution of hardness in the cross-butt weld x 5przegląd spawalnictwa 1/2014 na rysunku 5 przedstawiono rozkład twardości w próbce pobranej ze spoiny. na wykresie zaznaczono wartości średniej arytmetycznej oraz odchylenia standardowego dla serii czterech niezależnych pomiarów. ze względu na małą liczbę pomiarów (cztery) ostateczny wynik został pomnożony przez tzw. współczynnik rozkładu t-studenta o 3 stopniach swobody, na poziomie ufności 95%. z przedstawionego wykresu wynika, że twardość materiału rodzimego w obszarze linii wtopienia prakliterat ra [1] chmielewski t., golański d.: napawanie brązu berylowego stellitem metodą mcaw. przegląd spawalnictwa, nr 10/2011 s. 23-27. [2] katalog rywal-rhc. wydanie trzecie, toruń 2011 r. [3] lei yu-cheng, yu wen-xia, li cai-hui, cheng xiao-nong.: simulation on temperature field of tig welding of copper without preheating. trans. nonferrous met. soc. china 16, 838842, 2006. [4] węglowski m., chmielewski t., kudła k.: porównanie wybranych właściwości nowoczesnych spawalniczych inwertorowych źródeł energii przeznaczonych do spawania metodą mag. 51. naukowo-techniczna konferencja spawalnicza, dębe 22-24.10.2009. [5] węglowski m., chmielewski t.: efektywność spawania w odmianach metody mag na podstawie wybranych właściwości spawalniczych, i konferencja polskiej izby producentów urządzeń i usług „nowoczesne technologie obróbki metali”, bydgoszcz, 31 marca-1 kwietnia 2011. [6] węglowski m., chmielewski t.: badania właściwości urządzeń z wewnętrzną przemianą częstotliwości przeznaczonych do spawania metodą mag. xvii międzynarodowa konferencja spawalnicza energetyków, opole turawa, 20-23 kwietnia 2010. [7] węglowski m., chmielewski t., kudła k.: porównanie właściwości spawalniczych inwertorowych źródeł energii przeznaczonych do spawania metodą mag. przegląd spawalnictwa nr 10/2009 s. 81-83. pod mowanie przeprowadzone badania dowodzą, że możliwe jest spawanie stosunkowo grubych blach miedzianych metodą mig w odmianie speedpuls bez stosowania podgrzewania wstępnego. uniknięcie wstępnego podgrzewania stopów miedzi przed spawaniem daje wymierne korzyści w postaci ograniczenia stężenia tlenu w obszarze spawania, odkształcenia i naprężeń własnych złącza oraz znacznego skrócenia czasu potrzebnego do wykonania spoiny. porównując wydajność spawania spoiny o grubości 10 mm z ukosowaniem na x metodą migspeedpuls do spawania tej spoiny metodą tig z podgrzewaniem, stwierdzono ok. 4-krotny wzrost wydajności spawania mierzony masą stopionego spoiwa w jednostce czasu. ważną cechą uzyskanego połączenia jest brak wyraźnej strefy przegrzania występującej w większości przypadków spawania metodami łukowymi. tycznie nie uległa zmianie na skutek działania cyklu cieplnego spawania. podczas stosowania tradycyjnego spawania z podgrzewaniem wstępnym stopów miedzi, na skutek przegrzania tej strefy i znacznej rekrystalizacji rejestruje się zwykle wyraźny nieodwracalny spadek twardości [1, 3]. w spoinie zaobserwowano duże różnice twardości przy jednoczesnym dużym odchyleniu standardowym. wskazuje to na znaczne zróżnicowanie składników mikrostruktury, w tym wymiarów i orientacji kryształów. przegląd spawalnictwa elding tec nology re iew r r przegląd spawalnictwa uruchomił możliwość wolnego dostępu do pełnych treści artykułów w ramach open access library. artykuły w języku angielskim w formacie pdf zamieszczane są na tronie internetowej redakcji: www p paw p pl. autorów zainteresowanych publikacją w open access library prosimy o przesyłanie artykułów w języku polskim i angielskim. w miesięczniku nastąpi publikacja w języku polskim, a tekst w języku angielskim zostanie zamieszczony na stronie internetowej. nr 8 2015 www.pdf 5przegląd spawalnictwa vol. 87  8/2015 kontenery spawane ze stali hardox 450 do transportu złomu i urobku skalnego welded containers for scrap and debris transport of 450 hardox steel prof. dr hab. inż. zbigniew mirski – politechnika wrocławska, mgr inż. zbigniew fałek – biuro projektowo-badawcze mifa-projekt oława. autor korespondencyjny/corresponding author: zbigniew.mirski@pwr.edu.pl streszczenie w artykule przedstawiono zastosowanie stali hardox 450 w budowie kontenerów. podano właściwości mechaniczne stali w połączeniu z właściwościami technologicznymi i eksploatacyjnymi. opisano możliwości kształtowania blach na zimno oraz jej spawalność. w końcowej części artykułu przedstawiono wybrane aspekty spawania stali hardox 450. dzięki zastosowaniu trudnościeralnej stali hardox 450 uzyskano znacznie mniejszą masę kontenera w porównaniu z kontenerem wykonanym z powszechnie stosowanych stali o podwyższonej wytrzymałości. słowa kluczowe: właściwości stali hardox 450, spawalność, spawanie stali hardox, budowa kontenerów abstract this article presents an application of hardox 450 in the construction of containers. given the mechanical properties of the steel in combination with technological and operational characteristics. described the possibility of cold metal forming and its weldability. in the final part of the paper presents some aspects of welding hardox 450. thanks to the wear-resistant hardox 450 is a reduction in the weight of the container, compared with a container made of commonly used high-strength steels. keywords: hardox 450 properties, weldability, hardox steel welding, construction container wstęp huty szwedzkiej grupy ssab produkują stale do wielu gałęzi przemysłu, koncentrując się jednakże na stalach wysokowytrzymałych do kształtowania na zimno. stąd przy produkcji stali obszarami priorytetowymi są: skład chemiczny, w tym możliwie mała zawartość węgla, kontrolowana wielkość ziarna oraz w półfabrykatach: ścisłe tolerancje grubości, płaskość, wykończenie powierzchni i niskie naprężenia wewnętrzne. zasadniczo, stali wyprodukowanej w ssab używa się w celu eliminacji procesu obróbki cieplnej, zwiększenia żywotności produktu i jego bezpieczeństwa a także obniżenia masy i kosztów produkcji. najbardziej znanym producentem wysokiej jakości blach trudnościeralnych jest szwedzka huta ssab oxelösund ab. blachy z tej huty dostarczane są pod handlową nazwą hardox. hardox jest stalą przeznaczoną do zastosowań, gdzie pożądane jest uzyskanie dużej odporności na ścieranie w połączeniu z podatnością do przeróbki plastycznej na zimno i spawalnością [1,2]. jedną z propozycji dotyczącej zastosowania stali hardox 450, stanowiącej cel niniejszego opracowania, jest budowa spawanych kontenerów, szczególnie z przeznaczeniem do transportu złomu i urobku skalnego. właściwości stali hardox 450 stal hardox 450 charakteryzuje się wysoką odpornością na zużycie ścierne, możliwością gięcia i obróbki skrawaniem specjalistycznymi narzędziami oraz stosunkowo dobrą spawalnością. dzięki takim właściwościom, jak: wysokie właściwości mechaniczne i odporność na obciążenia udarowe, w tym odporność na wgniecenie, stal znajduje szerokie zastosowanie w budowie ciężkich maszyn budowlanych, górnictwie, transporcie, m.in. w budowie kontenerów [3,4]. skład chemiczny stali hardox 450 zamieszczono w tablicy i natomiast właściwości mechaniczne w tablicy ii. unikatowe zestawienie udarności na poziomie blach konstrukcyjnych zwykłej jakości i drobnoziarnistych z wysoką wytrzymałością i odpornością na ścieranie, hardox 450 stanowi pożądany materiał do produkcji kontenerów przeznaczonych do transportu złomu i urobku skalnego. granica plastyczności tej stali na poziomie 1200 mpa, umożliwia eksploatację kontenerów również przy dużych gabarytowo skałach, bez dużego ryzyka powstawania pęknięć. wysoka udarność stali gwarantuje większe bezpieczeństwo pracy niż w przypadku kontenerów wykonanych z innych gatunków stali. wąska tolerancja twardości (425-475 hbw) umożliwia zbigniew mirski, zbigniew fałek 6 przegląd spawalnictwa vol. 87 8/2015 jednorodną odporność na zużycie ścierne. np. przy transporcie urobku granitowego badania odporności na ścieranie wykazały wzrost żywotności o 80% w porównaniu ze stalami o twardości 400 hbw [2]. zawężenie tolerancji grubości blachy ze stali hardox 450, w porównaniu z innymi gatunkami stali, daje w budowie kontenera oszczędności rzędu kilkudziesięciu kilogramów blachy. w ramach grupy kapitałowej ssab przeprowadzono szereg badań niszczących i eksploatacyjnych kontenerów hakowych, wykonanych ze stali hardox 450. ważnym parametrem pracy blach stosowanych na kontenery hakowe jest odporność na wgniecenia. test polegający na zrzuceniu ciężaru o masie 300 kg z wysokości 2,85 m wykazał znacznie większą odporność na wgniecenia i uderzenia blachy ze stali hardox 450 o wymiarach 600x600x16 mm w porównaniu z blachą ze stali 355 (rys. 1). głębokość wgniecenia dla blachy ze stali hardox 450 wyniosła ok. 8 mm i była ponad 3-krotnie mniejsza w porównaniu ze stalą o podwyższonej wytrzymałości. połączenie wysokiej twardości i wytrzymałości mechanicznej pozwala na zastosowanie nowego podejścia przy projektowaniu kontenerów ze stali hardox. mała ilość belek wzmacniających, poprzeczek i wsporników w strukturze nośnej kontenera oraz możliwość zastosowania cieńszych blach, zwiększa zdolności załadunkowe. kontener bez zewnętrznych elementów wzmacniających charakteryzuje się lepszą aerodynamiką, co skutkuje zmniejszonym zużyciem paliwa przez pojazd transportujący. grubość blachy [mm] 3 8 (8) 20 (20) 40 (40) 50 (50) 80 c max %wag. 0,21 0,23 0,26 si 0,7 mn 1,60 p 0,025 s 0,01 cr 0,25 0,5 1,0 1,4 ni 0,25 1,0 mo 0,25 0,6 b 0,004 cev % 0,41 0,47 0,57 0,59 0,72 cet 0,3 0,34 0,37 0,36 0,41 cev = mn + mo + cr + v + ni + cu 6 6 15 cet = c + mn + mo + cr + cu + ni 10 20 40 tablica i. skład chemiczny i równoważniki węgla stali hardox 450 w zależności od grubości blachy [1,2,6] table i. chemical composition and carbon equivalents hardox 450, depending on the thickness of the sheet metal [1,2,6] tablica ii. właściwości mechaniczne stali hardox 450 dla blachy o grubości 20 mm [3,6,7] table ii. mechanical properties of hardox 450 for sheet metal thicknesses of 20 mm [3,6,7] twardość* hbw granica plastyczności re, [mpa] wytrzymałość na rozciąganie rm, [mpa] wydłużenie względne a5, [%] praca łamania** charpy-v, [j] 425-475 1200 1400 10 40 * twardość zgodnie z pn-en iso 6506-1:2014-12 – mierzona na powierzchni obrobionej mechanicznie na głębokość 0,5-2 mm **wzdłuż kierunku walcowania w temperaturze -40 °c przeprowadzone własne badania numeryczne wykazały, że zastępując blachę ze stali s355 blachą hardox 450 można się spodziewać, w zależności od pojemności kontenera, redukcji jego masy nawet do 25%. wg danych ssab, zastosowanie stali hardox 450 na kontenery, pozwala też na kilkakrotne wydłużenie okresu ich eksploatacji w porównaniu z kontenerami wykonanymi z powszechnie stosowanych stali konstrukcyjnych [2]. rys. 1. poglądowe porównanie odporności na wgniecenia i uderzenia w blachach ze stali hardox 450 i stali o podwyższonej wytrzymałości s355 [5,7] fig. 1. illustrative comparison of resistance to dents and impact of steel plates hardox 450 and higher-strength steel s355 [5,7] podatność na gięcie ważną właściwością w budowie kontenerów jest przydatność stali do przeróbki plastycznej. siła gięcia oraz skumulowane naprężenia sprężyste zwiększają się wraz ze wzrostem wytrzymałości blachy. im blacha jest twardsza i wytrzymalsza, tym większa jest wymagana siła i promień gięcia. dla stali hardox 450 zaleca się gięcie blachy przygotowanej fabrycznie tj. śrutowanej oraz pokrytej powłoką antykorozyjną. uszkodzenia powierzchni blachy oraz obecność korozji na powierzchni zginanej mogą obniżyć jej plastyczność. w szczególnych przypadkach takie defekty blachy należy usunąć. przycięte krawędzie należy zeszlifować [5]. cięcie do blach ze wszystkich stali hardox możliwe jest zastosowanie takich metod cięcia, jak: cięcie tlenowe, plazmowe, laserowe i strugą wodną z cząstkami ściernymi. cięcie tlenowe blachy o grubości do 40 mm ze stali hardox 450 nie wymaga podgrzewania wstępnego. nie zaleca się cięcia mechanicznego tej blachy ze względu na jej znaczną twardość. cięcie tlenowe cienkich blach ze stali hardox jest równie łatwe jak cięcie stali niestopowych. jednakże cięcie grubszych blach jest już trudniejsze. jest to spowodowane możliwością powstania pęknięć przy krawędziach cięcia. ujawniają się one jako pęknięcia zwłoczne w czasie od 48 godzin nawet do kilku tygodni po wykonaniu cięcia. ryzyko wystąpienia pęknięć wzrasta wraz ze zwiększaniem się twardości stali oraz grubości ciętej blachy. 7przegląd spawalnictwa vol. 87  8/2015 ewentualnych pęknięć można uniknąć przez: – podgrzewanie wstępne, wytyczne w tablicy iii, – podgrzewanie elementów zaraz po zakończeniu cięcia, – zmniejszenie prędkości cięcia, – powolne chłodzenie po cięciu. jeśli podgrzewanie wstępne nie zostanie przeprowadzone, maksymalna dopuszczalna prędkość cięcia zależy od grubości blachy (tabl. iii). tablica iii. zalecana temperatura podgrzewania wstępnego do cięcia tlenowego stali hardox 450 oraz prędkość cięcia bez podgrzewania [5] table iii. recommended preheat temperature for cutting oxygen hardox 450 and cutting speed without heating [5] grubość materiału [mm] <40 <45 <50 <60 <70 <80 temperatura podgrzewania [°c] 100 150 175 prędkość cięcia bez podgrzewania wstępnego [mm/min] 230 200 180 170 160 150 powolne chłodzenie zmniejsza ryzyko powstawania pęknięć przy krawędziach cięcia blachy. można je osiągnąć po zakończeniu cięcia, gdy jeszcze ciepłe elementy zostaną ułożone na stosie i przykryte kocem izolacyjnym. elementy powinny schłodzić się do temperatury otoczenia. nagrzewanie elementów zaraz po zakończeniu cięcia jest również skuteczne. wydłuża ono czas uwalniania się wodoru ze strefy ciętego materiału oraz sprzyja relaksacji naprężeń na ciętych powierzchniach blachy. do tego celu stosuje się elektryczne maty ogrzewające, palniki gazowe lub piece. w celu wyraźnego zredukowania strefy wpływu ciepła przy krawędzi ciętego materiału cięcie tlenowe należy zastąpić cięciem plazmowym lub laserowym. najskuteczniejszym sposobem eliminującym strefę wpływu ciepła i ryzyko powstawania pęknięć, jest zastosowanie cięcia za pomocą strugi wodnościernej. spawalność stali hardox ogólnie stale hardox uznawane są jako dobrze spawalne. hardox 450 jest stalą o małej zawartości węgla i dodatków stopowych, co w praktyce oznacza niski równoważnik węgla (dla blachy o grubości do 8 mm cev= 0,41%). mogą więc być łączone przy zastosowaniu każdej konwencjonalnej metody spawania łukowego, stosowanej powszechnie do spawania niskowęglowych stali niestopowych. w ujęciu ogólnym spawalność stali hardox uwarunkowana jest: – temperaturą podgrzewania i temperaturą międzyściegową, – doprowadzanym ciepłem do powstającego złącza, – rodzajem materiałów dodatkowych, – gazem osłonowym, – rozmiarem odstępu i ukosowaniem krawędzi blach, – kolejnością układania ściegów. temperatura podgrzewania stali hardox 450 przy energii liniowej spawania 1,7 kj/mm powinna wynosić [1,5]: – dla blachy o grubości <20-40 mm – 125 °c, – dla blachy o grubości <40-80 mm – 150 °c. temperatura międzyściegowa nie powinna przekraczać 225 °c aby nie spowodować znacznego spadku twardości złącza spawanego. przy wysokiej wilgotności powietrza oraz w temperaturze otoczenia poniżej 5 °c, podane temperatury podgrzewania należy zwiększyć o 25 °c. temperaturę podgrzewania i międzyściegową należy mierzyć dla blachy o największej grubości. jeśli blacha ma grubość 25 mm, temperaturę należy zmierzyć 2 minuty po podgrzaniu. temperaturę międzyściegową można mierzyć dla metalu spoiny lub bezpośrednio dla materiału z nim sąsiadującego – rysunek 2. rys. 2. miejsca temperatury podgrzewania i pomiaru temperatury międzyściegowej przy spawaniu elementów ze stali hardox 450 fig. 2. place the heating temperature and interpass temperature measurement in welding parts hardox 450 zalecenia dotyczące temperatury podgrzewania i międzyściegowej mają również zastosowanie do spoin sczepnych i ściegów graniowych. długość spoin sczepnych powinna wynosić co najmniej 50 mm, przy wykonywaniu długich połączeń w konstrukcji kontenera. spawanie przy zalecanym doprowadzeniu ciepła ma znaczący wpływ na właściwości złącza. jeśli spoina łączy blachy o różnej grubości, zalecana ilość doprowadzanego ciepła dotyczy cieńszej blachy. maksymalną ilość ciepła doprowadzonego przy spawaniu stali hardox przedstawiono na rysunku 3 [1,5]. rys. 3. maksymalna energia liniowa przy spawaniu stali hardox w zależności od grubości blachy [1,5] fig. 3. maximum heat input welding hardox steel depending on the thickness of the sheet metal [1,5] przy spawaniu stali hardox elektrodami otulonymi, należy stosować przede wszystkim elektrody rutylowe, o zawartości wodoru w stopiwie poniżej 5 ml/100 g [1]. należy przy tym używać elektrod miękkich (granica plastyczności poniżej 500 mpa). elektrody takie zmniejszają poziom naprężeń własnych w połączeniu spawanym i tym samym jej podatność na pękanie w obniżonych temperaturach. tak niską zawartość wodoru w spoinie zapewnia również spawanie drutem litym metodami mag, mig i tig. materiały dodatkowe ze stali austenitycznej cr-ni mogą być z powodzeniem zastosowane do spawania stali hardox 450 w temperaturze pokojowej (+20 °c), bez wstępnego podgrzewania. mają one również zastosowanie także jako 8 przegląd spawalnictwa vol. 87 8/2015 warstwy buforowe przed nakładaniem ostatniej utwardzającej warstwy wypełniającej spoin narażonych na intensywne zużycie ścierne rysunek 4 [1,5]. rys. 4. nakładanie warstwy buforowej i ostatniej warstwy utwardzającej przy spawaniu blachy ze stali hardox 450 fig. 4. application of the buffer layer and the last layer of hardening sheet metal welding hardox 450 przy spawaniu w osłonie gazów, wybór odpowiedniej mieszanki zależy od rodzaju procesu technologicznego spawania. przykładowe mieszanki gazowe stosowane przy spawaniu stali hardox zestawiono w tablicy iv. przygotowanie krawędzi blach do spawania należy wykonać wg pn-en iso 9692-1:2014-2. poprawnie wykonane złącza wykazują wytrzymałość wyższą niż wytrzymałość stali konstrukcyjnej drobnoziarnistej nawet powyżej 700 mpa, jednak w strefie wpływu ciepła pomimo ograniczenia ilości ciepła wprowadzonego do spoiny obserwuje się spadek twardości nawet do poziomu 50% w porównaniu ze stanem dostawy (odmiennie niż przy spawaniu stali konstrukcyjnych wg pn-en 10025-6+a1:2009). metoda spawania rodzaj łuku gaz osłonowy mag, drut lity mag drut proszkowy zwarciowy ar+15-25% co2 mag, drut lity mag drut proszkowy natryskowy ar+8-25% co2 mag, drut proszkowy zwarciowy ar+15-25% co2 lub co2 mag, drut proszkowy natryskowy ar+8-25% co2 mag, wszystkie rodzaje zwarciowy lub natryskowy ar+15-25% co2 tig ar tablica iv. przykładowe mieszanki gazowe stosowane przy spawaniu stali hardox [1,5] table iv. examples of gas mixtures used in welding hardox [1,5] rys. 5. typowa konstrukcja kontenera hakowego o pojemności 30 m3: a) widok perspektywiczny kontenera, b) widok perspektywiczny szkieletu kontenera fig. 5. typical structure of the hook of the container with a capacity of 30 m3: a) perspective view of the container, b) perspective view of the skeleton of the container a) b) kontener hakowy ze stali hardox 450 aktualnie do budowy kontenerów hakowych przeznaczonych do transportu złomu, gruzu i urobku skalnego (rys. 5a i 5b), spełniających wymagania normy din-en 30722, stosuje się materiały spełniające przede wszystkim wymagania wytrzymałościowe. parametry kontenera hakowego (rys. 5): – pojemność 30 m3, – materiał szkieletu s235jrg2, – materiał oblachowania s355j2g3, – masa całkowita kontenera (rys. 5a) 2930 kg, – masa szkieletu (rys. 5b) 1430 kg – masa oblachowania 1500 kg. nie zapewniają one jednak oczekiwanej trwałości. już po kilkuletnim okresie eksploatacji przy transporcie złomu i kruszyw, stopień destrukcji poprzez odkształcenia, wybrzuszenia, deformację oblachowania jest tak poważny, że dalsza ich eksploatacja staje się niemożliwa a naprawa kontenera często nieopłacalna. trwałość kontenerów można zwiększyć kilkakrotnie zastępując blachy konstrukcyjne na elementy ścian oraz podłóg trudnościeralnymi blachami ze stali hardox 450. na struktury nośne kontenera należy zastosować stal o wyższej wytrzymałości np. s355. na kontenery o pojemności 30 m3 wystarczające jest zastosowanie blachy o grubości 9przegląd spawalnictwa vol. 87  8/2015 4 mm na podłogę oraz na elementy ścian 3,2 mm. dzięki zastosowaniu stali hardox można projektować kontenery przy zastosowaniu minimalnej liczby zewnętrznych wzmocnień. kontenery ze stali hardox znalazły zastosowanie do transportu złomu, urobku skalnego, piasku, węgla, kopalin itp. wytrzymałość i trwałość oraz odporność na ścieranie i odkształcenia stali hardox, zapewnia niezawodność oraz ochronę przed zużyciem w czasie całego okresu eksploatacji kontenera oraz pozwala na zastosowanie dużo cieńszych blach przy jego wytwarzaniu. na podstawie własnych obliczeń pracochłonność wykonania takiego kontenera zmniejsza się o ok. 23% (oszacowano na podstawie czasu wykonania wyeliminowanych części, występujących w kontenerze wykonanym z powszechnie stosowanych stali konstrukcyjnych). dla użytkowników wyższy koszt inwestycji jest równoważony przez oszczędności długoterminowe ze względu na niższe koszty utrzymania, eksploatacji i transportu wsadu o większej masie – równoważonej lżejszym kontenerem. na rysunku 6a i 6b przedstawiono model kontenera, spełniającego wymagania normy din-en 30722, w którym blachy konstrukcyjne na elementy ścian oraz podłogi zastąpiono trudnościeralną blachą ze stali hardox 450. osiągnięte parametry kontenera hakowego oblachowanego stalą hardox 450, przedstawionego na rysunku 6, są następujące: – pojemność 30 m3, – materiał szkieletu – s355jrg2, – materiał oblachowania – hardox 450, – masa całkowita kontenera (rys. 6a) 2200 kg, – masa szkieletu (rys. 6b) 950 kg, – masa oblachowania 1250 kg. badania niszczące i eksploatacyjne kontenerów ze stali hardox 450 wykonane w ramach grupy kapitałowej ssab, w pełni potwierdzają zasadność stosowania tej stali na kontenery do transportu złomu i urobku skalnego, w tym skał wielkogabarytowych. podsumowanie 1. kontener z blachy hardox 450 wykazuje wysoką odporność na wszelkiego rodzaju działania destrukcyjne. 2. kontener hakowy o pojemności 30 m3, wykonany z blachy hardox 450, jest lżejszy od analogicznego kontenera wykonanego z blachy s355j2g3 o ok. 730 kg. 3. pracochłonność wykonania kontenera hakowego o pojemności 30 m3 z blachy ze stali hardox 450 jest niższa o ok. 23% od analogicznej pracochłonności dotyczącej kontenera wykonanego z powszechnie stosowanych stali konstrukcyjnych. literatura [1] ssab: welding hardox and weldox, oxelösund, sweden. [2] http://www.hardox.com/ [3] konat ł.: struktury i właściwości stali hardox a ich możliwości aplikacyjne w warunkach zużywania ściernego i obciążeń dynamicznych, rozprawa doktorska, wydział mechaniczny politechniki wrocławskiej, wrocław 2007. [4] cegiel l., konat ł., pawłowski t., pękalski g.: stale hardox nowe generacje materiałów konstrukcyjnych maszyn górnictwa odkrywkowego, węgiel brunatny, nr 3/56, 2006. [5] http://www.hardox.com/pl/informacje-na-temat-hardox/ przegld/. [6] http://www.hardox.com/pl/informacje-na-temat-hardox/ wlasnosci/. [7] stal-hurt: hardox 450 – trwałe blachy trudnościeralne katalog, marciszów. a) b) rys. 6. model kontenera hakowego o pojemności 30 m3: a) widok perspektywiczny kontenera oblachowanie ścian i podłogi ze stali hardox 450, b) widok perspektywiczny szkieletu kontenera ze stali s355 fig. 6. hook container with a capacity of 30 m3: a) container flashings perspective view of the walls and floors of hardox 450, b) perspective view of the container skeleton of steel s355 ps 9 2017 www.pdf 31przegląd  spawalnictwa vol. 89 9/2017 odporność złączy spawanych stali 304 i 304h  na korozję międzykrystaliczną resistance of welded joints 304 and 304h to intercrystalline corrosion mgr inż. katarzyna łyczkowska, dr hab. inż. janusz adamiec, prof. pol. śl. – politechnika śląska, studenckie koło naukowe technomat. autor korespondencyjny/corresponding author: katarzyna.lyczkowska@polsl.pl streszczenie stale austenityczne należą do grupy materiałów o dużym potencjale zastosowania w przemyśle energetycznym. ze względu na przewidywaną pracę w podwyższonej temperaturze oraz środowiskach korozyjnych konieczne jest okre ślenie odporności na korozję międzykrystaliczną złączy ze stali austenitycznych. w artykule przedstawiono wyniki badań odporności na korozję międzykrystaliczną złączy spawanych metodą tig ze stali 304 i 304h. badania odporności prowadzono w roztworze 40% kwasu siarkowego (vi) i siarczanie (vi) żelaza (iii), a następnie próbki były zginane zgodnie z wymaganiami normy pn-en iso 3651-2. po przeprowadzonych badaniach mikroskopowych stwierdzono, że stale o strukturze austenitycznej charakteryzują się dobrą odpornością na korozję międzykrystaliczną, co dodatkowo potwierdzono badaniami strukturalnymi przy dużych powiększeniach oraz mikroanalizą składu chemicznego eds. na podstawie uzyskanych wyników opisano strukturę złączy spawanych ze stali 304 i 304h po badaniu odporności na korozję międzykrystaliczną. słowa kluczowe: stal 304; stal 304h; korozja międzykrystaliczna; spawanie tig abstract austenitic steels belong to the group of materials with high application potential in the power industry. due to the high working temperature and corrosive environment, it is necessary to determine the resistance to intercrystalline corrosion of austenitic steels. the paper presents the results of intergranular corrosion resistance test of tig welded joints made of 304 and 304h steels. the studies were carried out in a solution of 40% sulfuric acid (vi) and iron (iii) sulfate, and then the samples were bent in accordance to the requirements of pn-en iso 3651-2. the study has demonstrated that steels with austenitic structure are characterized by good resistance to intergranular corrosion, which was additionally confirmed by structural studies high magnification and microanalysis of chemical composition of eds. basing on the obtained results the structure of steel welded joints of 304 and 304h steels after the intergranular corrosion resistance test has been described. keywords:  steel 304; steel 304h; intergranular corrosion; tig welding wstęp rozwój sektora energetycznego wiąże się ze wzrostem zużycia energii elektrycznej na całym świecie. powoduje to zwiększenie zużycia zarówno węgla kamiennego, jak i bru natnego w kotłach energetycznych, co wpływa niekorzystnie na środowisko poprzez zwiększenie emisji gazów cieplarnianych uwalniających się do atmosfery. parlament europejski w trosce o politykę klimatyczną przegłosował stanowisko w sprawie kształtu systemu reformy unijnej zezwalającej na emisję co2. oszacowano, że do 2021 roku zostanie wycofane 800 mln uprawnień do emisji, co wpłynie katarzyna łyczkowska, janusz adamiec przeglad welding technology review na zwiększenie liczby źródeł odnawialnych, energooszczędność produkcji oraz poprawi bezpieczeństwo energetyczne kraju [1]. w dążeniu do realizacji założonych celów pomagać ma modernizacja obecnie używanych urządzeń, jak i tworzenie nowych bloków pracujących na parametry krytyczne i ultranadkrytyczne. wymaga to stosowania materiałów o ulepszonych właściwościach chemicznych i fizycznych, stąd konieczność nad prowadzeniem badań nad materiałami o strukturze austenitycznej i metodami ich stałego połączenia. od połączeń spawanych przeznaczonych dla przemysłu doi: http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v89i9 .809 32 przegląd  spawalnictwa vol. 89 9/2017 rys. 2. napoiny wykonane metodą tig: a) stal 304, b) stal 304h fig. 2. tig pad welding: a) steel 304, b) steel 304h rys. 1. korozja międzykrystaliczna: 1 – wewnętrzny obszar ziarna, 2 – wydzielona faza, 3 – zubożony obszar [4] fig. 1. intercrystalline corrosion: 1 – internal grain area, 2 – separated phase, 3 – depleted area [4] tablica i. skład chemiczny stali 304 i 304h table i. chemical composition of 304 and 304h steel energetycznego wymaga się przede wszystkim odporności na oddziaływanie środowiska korozyjnego oraz stabilność strukturalną w podwyższonej temperaturze. wysokie gradienty temperaturowe towarzyszące zabiegowi spawania sprzyjają procesowi rozwoju korozji międzykrystalicznej. termin korozji międzykrystalicznej należy rozumieć jako wybiórcze rozpuszczanie granic ziaren lub przylegających obszarów wskutek procesu korozji. wynika ono z wydzielania się węgla z przesyconego roztworu austenitu, powodując utworzenie węglików chromu cr23c6 i zubożenie przygranicznych obszarów w chrom (rys. 1). dla stali cr-ni, cr-ni-mn odporność na korozję międzykrystaliczną spada z przyrostem węgla. w obszarze swc (strefa wpływu ciepła) bardzo często dochodzi do narażenia materiału na działanie krytycznego zakresu temperatur stygnięcia i obniżenia zawartości chromu poniżej poziomu 12% w stalach austenitycznych, co inicjuje proces korozji. prowadzone badania miały za zadanie pozyskać informacje dotyczące odporności na korozję międzykrystaliczną stali austenitycznych gatunku 304 i 304h [2÷11]. na rysunku 4. dodatkowo wykonano mikroanalizę składu chemicznego metodą eds z obszaru materiału rodzimego i spoiny w celu potwierdzenia jednorodności składu chemicznego (rys. 5). do oceny odporności na korozję międzykrystaliczną napoin ze stali 304 i 304h wykonano próby zgodnie z pn-en iso 3651-2. wycięte spoiny zanurzone zostały w roztworze 40% kwasu siarkowego (vi) i siarczanie żelaza (iii). roztwór podgrzano do temperatury wrzenia i próbki wytrzymano przez 24 h. następnie napoiny były zginane na trzpieniu o kąt 120° (rys. 6). w celu ujawnienia pęknięć w obszarze złącza obserwacje prowadzono od strony lica w miejscu przegięcia próbki. materiał i metodyka badań do badań wykorzystano blachy o wymiarach 100 x 100 x 3 mm ze stali 304 i 304h. skład chemiczny materiałów przedstawiono w tablicy i. blachy spawane były metodą tig (tungsten inert gas) z zastosowaniem gazu osłonowego – argonu, o przepływie 12 l/min (rys. 2). w celu weryfikacji jakości połączenia wykonano badania wizualne zgodnie z normą pn-en iso 17637. złącza spawane spełniały wymagania jakości klasy b wg pn-en iso 5817. uzupełnieniem badań była ocena mikrostruktury złącza wykonana na zgładach trawionych elektrolitycznie w roztworze lucas przy napięciu 6 v. wyniki obserwacji pokazano odpowiednio dla stali 304 na rysunku 3 oraz dla stali 304h stal zawartość́ pierwiastków, % masowe c si   max mn   max p   max s   max cr ni nb cu n fe 304 0,03 1,00 2,0 0,045 0,015 17,0÷20,0 9,0-11,0 – – – reszta 304h 0,10 0,75 1,0 0,04 0,01 17,0÷20,0 7,5-10,5 0,3÷0,6 2,5÷3,5 0,05÷0,12 reszta a) b) 1 23 33przegląd  spawalnictwa vol. 89 9/2017 rys. 3. stal 304: a) makrostruktura złącza (sm), b) materiał rodzimy (lm), c) linia wtopienia (lm), d) spoina (lm) fig. 3. 304 steel: a) macrostructure of welded joints (sm), b) base material (lm), c) fusion line (lm), d) welded joint (lm) a) c) b) d) a) c) b) d) rys. 4. stal 304h: a) makrostruktura złącza (sm), b) materiał rodzimy (lm), c) linia wtopienia (lm), d) spoina (lm) fig. 4. 304h steel: a) macrostructure of welded joints (sm), b) base material (lm), c) fusion line (lm), d) welded joint (lm) 34 przegląd  spawalnictwa vol. 89 9/2017 rys. 6. wyniki próby gięcia złączy w roztworze 40% kwasu siarkowego (vi) i siarczanie (vi) żelaza (iii): a) schemat próby gięcia, b) próbki po gięciu fig. 6. the test results of bending joints in a solution of 40% sulfuric acid (vi) and iron (iii) sulfate; a) bending pattern, b) specimen after bending rys. 5. wyniki mikroanalizy eds z obszaru materiału rodzimego i spoiny stali 304h fig. 5. results of the chemical composition microanalysis at base material and welded joint 304h steel wyniki badań obserwacje mikrostruktury prowadzono na mikroskopie stereoskopowym szx9 (sm) przy powiększeniach do 50x, mikroskopie świetlnym olympus gx71 (lm) przy powiększeniach do 200x w technice pola jasnego. wykonano również badania struktury na elektronowym mikroskopie skaningowym jeol jcm-6000 neoscope ii (sem). rejestracji obrazów dokonano w technice elektronów wtórnych se, przy powiększeniu do 1500x i napięciu przyspieszającym wiązkę elektronów 15 kev. uzupełnieniem badań była mikroanaliza składu chemicznego wykonana metodą eds w strefie pęknięcia. makrostruktura ujawnia prawidłowy układ połączenia spawanego, w którym wyróżnić można materiał rodzimy, strefę wpływu ciepła oraz spoinę (rys. 3a, 4a). materiał rodzimy zarówno stali 304, jak i 304h charakteryzuje się strukturą poligonalnych ziaren austenitu, w których obserwowano liczne bliźniaki (rys. 3b, 4b). na linii wtopienia, na nadtopionych ziarnach austenitu narastają kryształy spoiny zgodnie z kierunkiem odprowadzenia ciepła (rys. 3c, 4c). w spoinie obserwowano kierunkowe kryształy austenitu ze słabo rozwiniętymi ramionami (rys. 3d, 4d). na podstawie mikroanalizy składu chemicznego z obszaru spoiny i materiału rodzimego stwierdzono, że skład chemiczny spoiny jest zbliżony do materiału rodzimego. punkt si cr mn fe ni 006 0.51 18.88 0.69 72,12 7.80 007 0.66 19.49 0.68 70.49 8.69 c ou nt s c ou nt s kev kev 35przegląd  spawalnictwa vol. 89 9/2017 rys. 7.  powierzchnia spoiny: a) stal 304 w miejscu nienarażonym na zginanie, b) stal 304 w obszarze zgięcia, c) stal 304h w miejscu nienarażonym na zginanie, d) stal 304h w obszarze zgięcia fig. 7. weld surface: a) steel 304 in a place not bent, b) steel 304 in the bending area, c) 304h steel in a non-bending site, d) 304h steel in the bending area a) c) b) d) analiza wyników obserwacji struktury lica stali 304 w obszarze najbardziej odkształconym po wytrzymaniu przez 24h w roztworze kwasu ujawniła powierzchniowe roztrawienie po granicach ziarn, co może wskazywać na obniżenie odporności na korozję międzykrystaliczną (rys. 7b). w obszarach nieodkształconych nie obserwowano roztrawień, co potwierdza wysoką odporność na korozję międzykrystaliczną materiału rodzimego (rys. 7a). na powierzchni lica ujawniono warstwę pasywną (rys. 7a). jest to prawdopodobnie tlenek chromu cr2o3 i żelaza fe3o4, które powstają w wyniku reakcji utleniania powierzchni (rys. 8). podobne zjawiska wystąpiły w przypadku stali 304h (rys 7c, 7d). badania mikrostruktury w obszarze lica napoiny na zgładzie poprzecznym nie ujawniły mikropęknięć po granicach ziaren w głąb materiału (rys. 9). oznacza to, że obserwowane na powierzchni roztrawienia nie powodują korozji międzykrystalicznej złącza spawanego i nie mają znaczącego wpływu na odporność konstrukcji na działanie agresywnego środowiska związanego z redukcyjnymi roztworami kwasu siarkowego. rys. 8. analiza eds w miejscu zgięcia spoiny na stali 304h fig. 8. eds analysis at the bending point of the weld on 304h steel punkt si s cr mn fe ni 003 0,42 0,13 22,07 1,54 68,33 7,51 004 0,43 0,10 57,22 3,24 36,78 2,23 c ou nt s c ou nt s kev kev 36 przegląd  spawalnictwa vol. 89 9/2017 podsumowanie  badania odporności na korozję międzykrystaliczną po próbie zginania zgodnie z normą pn-en iso 3651-2 wykazały, że napoiny wykonane na stali 304, jak i 304h wykazują dobrą odporność na działanie środowiska korozyjnego, a w szczególności na korozję międzykrystaliczną. obserwacja zgładów metalograficznych w obszarze materiału rodzimego, strefy wpływu ciepła i spoiny nie ujawniła mikropęknięć rozchodzących się po granicach ziaren, a jedynie powierzchniowe roztrawienia po granicach. natomiast rozciągana powierzchnia lica w obszarze zginania charakteryzowała się popękaną warstwą tlenków, w tym cr2o3 i fe3o4, który stanowi warstwę pasywującą. to zjawisko może zwiększać skłonność do korozji elektrochemicznej złącza spawanego. literatura [1] decyzja parlamentu europejskiego i rady nr 2009/406/we z dnia 23 kwietnia 2009 r. w sprawie wysiłków podjętych przez państwa członkowskie, zmierzających do zmniejszenia emisji gazów cieplarnianych w celu realizacji do roku 2020 zobowiązań wspólnoty dotyczących redukcji emisji gazów cieplarnianych. [2] surowska b.: wybrane zagadnienia z korozji i ochrony przed korozją, lublin 2002 [3] h. t. lee, j. l. wu: corrosion, science 51, 2009, pp. 733-743. [4] brózda j., czaja g.: żarowytrzymała stal t92/p92, jej spawanie i własności złączy spawanych, przegląd spawalnictwa 2014, nr 4, s. 51-61. [5] adamiec j., tasak e., tuz l., pańcikiewicz k.: ocena mikrostruktury wybranych stopów niklu, przegląd spawalnictwa 2014. [6] stachyra, g.: korozja naprężeniowa i międzykrystaliczna na przykładzie wybranych zbiorników ciśnieniowych. dozór techniczny, czasopismo federacji stowarzyszeń naukowo-technicznych not. [7] baszkiewicz j., kamiński m.: podstawy korozji materiałów, oficyna wyd. politechniki warszawskiej, warszawa 1997. [8] dobrzański l. a.: metaloznawstwo i obróbka cieplna stopów metali, wyd. politechniki śląskiej, gliwice 1995. [9] hernas a., kościelniak b., hajda j.: mikrostruktura i właściwości złączy spawanych z nadstopu niklu inconel 740h po starzeniu w 750˚c, w: charakterystyki nowej generacji materiałów dla energetyki, pod red. a. hernasa, bełchatów, 2015, s. 175-176. [10] pr. zb. pod red. shreira l. l.: korozja, wnt warszawa 1966, t.1. [11] pn-en iso 5173: 2010. badania niszczące spoin w materiałach metalowych – badania na zginanie. rys. 9. mikrostruktura badanego materiału: a) mikrostruktura materiału rodzimego stali 304, b) mikrostruktura spoiny stali 304, c) mikrostruktura materiału rodzimego stali 304h, d) mikrostruktura spoiny stali 304h, sem fig. 9. microstructure of the test material: a) microstructure of base material 304 steel, b) microstructure of welded joint 304 steel, c) microstructure of base material 304h steel, d) microstructure of welded joint 304h steel a) c) b) d) ps 5 2018 www str 41przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 badania spawalności stali s460n w środowisku wodnym  z wykorzystaniem próby tekken weldability testing of s460n steel in water environment by using tekken test dr inż. jacek tomków, dr inż. grzegorz rogalski, dr hab. inż. dariusz fydrych, dr hab. inż. jerzy łabanowski – politechnika gdańska. autor korespondencyjny/corresponding author: jacek.tomkow@pg.edu.pl streszczenie spawanie w środowisku wodnym niesie ze sobą wiele problemów, wśród których najważniejszym jest skłonność stali do powstawania pęknięć zimnych. o ile w przypadku spawania na powietrzu istnieje wiele metod zapobiegania tym pęknięciom, o tyle pod wodą zastosowanie tych metod jest ograniczone. z tego powodu konieczne jest określenie skłonności danego materiału do pękania zimnego. w pracy oceniono spawalność drobnoziarnistej stali o podwyższonej wytrzymałości s460n podczas spawania mokrego elektrodami otulonymi. na podstawie wyników próby spawalności tekken stwierdzono, że złącza wykonane z badanego materiału charakteryzują się wysoką skłonnością do powstania pęknięć zimnych i należy opracować metody pozwalające zniwelować ten problem. słowa kluczowe: spawanie podwodne; elektrody otulone; pękanie zimne; stal o podwyższonej wytrzymałości; spawalność abstract welding in a water environment carries out a lot of problems, among which the most important could be the susceptibility of steel to cold cracking. there are many methods to prevent these cracks during welding in the air, which couldn’t be use in wet welding conditions. for the reason, it is necessary to determine the susceptibility of steel to cold cracking. the paper presents experimental evaluation of the weldability of fine-grained high strength low alloy s460n steel wet welded by coated electrodes. from the results of tekken tests it was found out that the investigated steel is characterized by the high susceptibility to cold cracking. it is necessary to look for a method that allows to overcome this problem. keywords:  underwater welding; covered electrodes; cold cracking; high strength low alloy steel; weldability wstęp obecnie stosowanych jest wiele procesów spawania pod wodą. mogą one być sklasyfikowane w zależności od środowiska, w jakim odbywają się prace na trzy podstawowe techniki [1÷3]: – spawanie suche, podczas którego obszar powstającego złącza oraz nurek-spawacz znajdują się w specjalnej komorze i są odizolowani od wody. wyróżnia się dwie odmiany, spawanie izobaryczne oraz spawanie hiperbaryczne; – spawanie mokre, podczas którego spawany materiał i nurek-spawacz znajdują się w bezpośrednim kontakcie z wodą; – spawanie metodą lokalnej komory suchej, podczas którego wykorzystuje się komory o małej objętości, mające na celu częściowe odizolowanie powstającego złącza od środowiska, przy czym nurek-spawacz pozostaje w kon takcie z wodą. najczęściej stosowaną ze spawalniczych prac podwodnych jest spawanie mokre z wykorzystaniem elektrod otulonych. jacek tomków, grzegorz rogalski, dariusz fydrych, jerzy łabanowski przeglad welding technology review metoda ta charakteryzuje się bardzo niskimi kosztami, gdyż nie wymaga drogiego, specjalistycznego sprzętu ani żadnych dodatkowych urządzeń. spawacz ma również stosunkowo dużą swobodę ruchów [4÷6]. na rysunku 1 zaprezentowano schemat spawania mokrego mma. spawanie mokre elektrodami otulonymi przysparza wielu problemów związanych z jakością otrzymywanych złączy [7,8]. środowisko spawania powoduje pogorszenie jakości złączy, które objawia się poprzez: porowatość spoin, zmiany składu chemicznego, czy skłonność do tworzenia pęknięć [9,10]. przyczynami powodującymi te niekorzystne zjawiska są [11÷15]: – obecność wodoru w stopiwie, który pochodzi głównie z pary wodnej otaczającej jarzący się łuk; – głębokość spawania, z której wynika duża wartość ciśnienia hydrostatycznego, co negatywnie wpływa na stabilność łuku spawalniczego oraz metalurgię jeziorka spawalniczego; doi: http://dx.doi.org/10.26628/ps.v90i5.895 42 przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 – duża szybkość stygnięcia złącza w wyniku intensywnej wymiany ciepła pomiędzy obszarem złącza a otaczającym je środowiskiem wodnym; – pogorszona widoczność utrudniająca nurkowi-spawaczowi prowadzenie procesu w stabilny sposób, co jest spo wodowane gazami spawalniczymi, które uwalniają się podczas spawania, a w wodzie przybierają postać pęcherzy. podczas wykonywania złączy w warunkach spawania podwodnego największym problemem, który w głównej mierze decyduje o spawalności, są pęknięcia zimne [16,17]. wywołane są one równoczesnym oddziaływaniem następujących czynników [1,4,6,14,18,19]: – kruchej mikrostruktury w swc; – wysokich naprężeń w obszarze o niekorzystnej mikrostrukturze; – obecności wodoru dyfundującego. zapobieganie tworzeniu się pęknięć zimnych w przypadku spawania mokrego jest ograniczone w stosunku do wykonywania złączy na powietrzu. nie ma praktycznej możliwości ograniczenia zawartości wodoru dyfundującego do poziomu procesów niskowodorowych. suszenie elektrod bądź ich pokrywanie powłokami wodoodpornymi okazuje się metodą nieskuteczną. środowisko wodne niemal eliminuje możliwość zastosowania metod podgrzewania łączonych materiałów oraz ich późniejszej obróbki cieplnej, wykonywanej w tradycyjny sposób. najnowsze badania pokazują jednak, że możliwe jest zastosowanie podgrzewania indukcyjnego [20]. praktyczne zastosowanie znajduje [1,2,11,19]: – zwiększenie energii liniowej spawania; – stosowanie elektrod austenitycznych, których stopiwo jest bardziej plastyczne; – wprowadzenie do otuliny elektrody topnika fluorku wapnia, który w temperaturze spawania wiąże wodór w trwały związek, zmniejszając jego wpływ na powstawanie pęknięć. do badań wykorzystano drobnoziarnistą, normalizowaną stal o podwyższonej wytrzymałości s460n. charakteryzuje się ona granicą plastyczności re = 511 mpa, co zawdzięcza w dużym stopniu większej zawartości pierwiastków stopowych c, mn, v, które powodują bardziej intensywne procesy umocnienia roztworowego i wydzieleniowego mikrostruktury. w konsekwencji równoważnik węgla stali s460n osiągnął wartość 0,46%. stal wykorzystywana jest na konstrukcje oceanoi hydrotechniczne jak kadłuby statków, czy elementy platform wiertniczych. badania własne celem badań była ocena spawalności drobnoziarnistej stali s460n o grubości 12 mm podczas spawania mokrego elektrodami otulonymi. plan badań zakładał wykonanie złączy prób tekken zgodnie z wytycznymi normy pn-en iso 17642-2:2005. przygotowano dwanaście próbek, spośród których 10 spawano pod wodą, a dwie na powietrzu. w tablicy i zaprezentowano skład chemiczny stali wg analizy kontrolnej wykonanej metodą spektrometrii emisyjnej ze wzbudzeniem iskrowym. w tablicy ii zaprezentowano własności mechaniczne badanej stali. eksperyment przeprowadzano w środowisku wody wodociągowej o temperaturze ok. 20 °c na głębokości 150 mm na stanowisku do spawania na małych głębokościach, w jakie wyposażone jest laboratorium zespołu inżynierii spajania politechniki gdańskiej. schemat stanowiska zaprezentowano na rysunku 2. do wykonania złączy testowych wykorzystano elektrody ogólnego przeznaczenia omnia (e 38 0 r 11) o średnicy 4 mm. wybór tego rodzaju elektrod zdeterminowany był faktem, że zapewniają one dobre własności plastyczne stopiwa, rys. 1. schemat spawania pod wodą elektrodą otuloną (metoda mokra): 1 – warstwa żużla, 2 – spoina, 3 – materiał rodzimy, 4 – łuk elektryczny, 5 – para wodna wokół łuku, 6 – pęcherze gazowe, 7 – otulina elektrody, 8 – rdzeń elektrody, 9 – elektroda, 10 – ciekłe jeziorko fig. 1. schematic diagram of underwater wet welding by coated electrodes: 1 – slag, 2 – weld, 3 – base material, 4 – electric arc, 5 – water vapor, 6 – gas bubbles, 7 – flux coating, 8 – core wire, 9 – consumable electrode, 10 – weld pool zawartość pierwiastka, % c si mn p cr mo ni al cu v cemis wg analizy kontrolnej 0,16 0,53 1,51 0,02 0,07 0,03 0,05 0,033 0,13 0,097 0,464 cemis= c +(cr+mo+v)/5 +(cu+ni)/15 tablica i. skład chemiczny stali s460n table i. chemical composition of s460n steel (wt. %) rys.  2.  schemat stanowiska do spawania na małych głębokościach: 1 – spawalnicze źródło prądu, 2 – panel sterowania, 3 – stół, 4 – spawany element, 5 – elektroda, 6 – zbiornik fig. 2. the schema of the stand for the underwater welding at shallow depths: 1 – welding power source, 2 – control panel wire feeder, 3 – table, 4 – plate, 5 – electrode, 6 – tank 1 2 5 9 8 37 4 10 6 4 653 2 1 43przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 granica  plastyczności   re [mpa] wytrzymałość   na rozciąganie   rm [mpa] wydłużenie   a5 [%] 511 626 27,3 tablica ii. własności mechaniczne stali s460n table ii. mechanical properties of s460n steel skład chemiczny (% wag) własności mechaniczne c mn si re [mpa] rm [mpa] a5 [%] 0,07 0,55 0,44 503 538 26 tablica  iii.  skład chemiczny oraz własności mechaniczne rutylowych elektrod omnia [24] table iii. chamical composioton (wt. %) and mechanical properties of omnia rutile electrodes rys. 3. przykładowe wyniki badań nieniszczących: a) vt, próbka wykonana pod wodą w6, ścieg poza rowkiem, złącze nieakceptowalne, b) pt, próbka wykonana na powietrzu p11, brak niezgodności, złącze akceptowalne try spawania próbek cts fig. 3. exemplary results of non-destructive testing: a) vt, specimen w6 welded in the water, wrong shape, weld not approved, b) pt, specimen p11 welded in the air, no imperfections, weld approved a) b) a) b) rys. 4. przykładowe wyniki badań makroskopowych: a) próbka w9 wykonana pod wodą, pęknięcie przebiegające po linii wtopienia, przechodzące w spoinę, b) próbka p11 wykonana na powietrzu, pęknięcie przebiegające po linii wtopienia, przechodzące w spoinę fig. 4. exemplary results of macroscopic testing: a) specimen w9 welded in the water, crack goes from fusion line to weld, b) specimen p11 welded in the air, crack goes from fusion line to weld co miało na celu zmniejszyć skłonność złączy do pękania. spawano prądem stałym z biegunowością ujemną (dc-) zgodnie z zaleceniami producenta. skład chemiczny oraz własności mechaniczne zastosowanych elektrod przedstawiono w tablicy iii. próbki oznaczono literami (w – spawana pod wodą, p – spawana na powietrzu) oraz kolejnymi kolejnymi cyframi arabskimi. parametry procesu zaprezentowano w tablicy iv. badania nieniszczące próbki poddano badaniom nieniszczącym po upływie 72 godzin od zakończenia spawania. przeprowadzono je zgodnie z zaleceniami norm pn-en iso 17637:2017-02 (vt) i pn-en iso 3452-1:2013-08 (pt). w badaniach wizualnych za spoiny akceptowalne uznawano spoiny o poziomie jakości b wg pn-en iso 17637:2017-02. w badaniach penetracyjnych jako akceptowalne uznano spoiny o poziomie akceptacji 2x wg pn-en iso 3452-1:2013-08. na rysunku 3 zaprezentowano przykładowe wyniki badań nieniszczących. badania metalograficzne makroskopowe badania metalograficzne zostały przeprowadzone zgodnie z wytycznymi normy pn-en iso 17639:2013-12. przekroje próbek spawanych pod wodą wykazywały obecność pęknięć we wszystkich złączach. obserwowano głównie nr próbki i, [a] u [v] t [s] vsp [mm/s] ql [kj/mm] próbki wykonane pod wodą w1 188 22,3 20,1 3,98 1,05 w2 184 24,5 16,3 4,91 0,92 w3 188 23,0 22,9 3,49 1,24 w4 196 25,8 26,2 3,05 1,66 w5 200 23,0 18,1 4,42 1,04 w6 196 25,3 25,0 3,20 1,55 w7 204 26,3 17,0 4,71 1,14 w8 204 26,8 18,1 4,42 1,25 w9 192 32,5 14,0 5,71 1,09 w10 204 26,8 16,3 4,91 1,11 próbki wykonane na powietrzu p11 152 23,2 20,0 4,00 0,88 p12 146 27,0 18,2 4,40 0,90 tablica iv. parametry spawania próbek cts table iv. welding conditions of cts tests pęknięcia przebiegające wzdłuż linii wtopienia, niekiedy przechodzące do spoiny. ujawniono również pęknięcia w swc. dla wszystkich próbek, które wykonano na powietrzu zanotowano obecność pęknięć. przykładowe wyniki badań makroskopowych zaprezentowano na rysunku 4. 44 przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 pomiary twardości pomiary twardości metodą vickersa wykonano zgodnie z wymaganiami przedmiotowej normy pn-en iso 90151:2011, wg schematu zaprezentowanego na rysunku 5. za graniczną wartość twardości, dla stali s460n przyjęto 380 hv10 zgodnie z normą pn-en iso 15614-1:2008. we wszystkich złączach wykonanych w środowisku wodnym, jak i powietrznym stwierdzono przekroczenie granicznej wartość twardości 380 hv10. przykładowe wyniki pomiarów twardości zaprezentowano na rysunku 6. w tablicy v zaprezentowano zestawienie maksymalnych twardości swc poszczególnych złączy. rys. 5. schemat rozmieszczenia odcisków podczas badań twardości – próba cts fig. 5. schematic layout of hardness testing – cts test próbki spawane pod wodą próbki spawane   na powietrzu nr próbki w1 w2 w3 w4 w5 w6 w7 w8 w9 w10 p11 p12 maksymalna  twardość hv10 494 506 508 499 499 x 464 x 491 498 424 420 tablica v. wyniki pomiarów twardości table v. results of hardness tests rys. 6. rozkład pomiarów twardości dla stali s460n: a) rozkład twardości złącza próbki w3 spawanej pod wodą, hv10max=508; b) rozkład twardości złącza próbki p11 spawanej na powietrzu, hv10max=424 fig. 6. layout results of hardness tests for s460n steel. schematic layout of hardness testing: a) hardness distribution across w3 joint welded under the water, hv10max=506; b) hardness distribution across p11 joint welded in the air, hv10max=424 podsumowanie i wnioski  w wyniku przeprowadzonych badań próbą tekken stali s460n stwierdzono, że charakteryzuje się ona złą spawalnością w warunkach spawania mokrego elektrodami otulonymi. złącza zawierały liczne pęknięcia, które w większości przypadków przebiegały przez całą grubość spoin, dzieląc próbkę na dwie części. wyniki pomiarów twardości metodą vickersa (hv10) pokazały, iż we wszystkich wykonanych próbkach nastąpiło przekroczenie przyjętej zgodnie z normą pn-en iso 156141:2008 wartości 380 hv10. sposobem obniżenia twardości złączy może być zastosowanie techniki ściegu odpuszczającego [21,22]. w przypadku wykonywania złączy na powietrzu stal ta wymaga podgrzewania wstępnego. w wyniku przeprowadzonych badań sformułowano wnioski: 1. stal s460n charakteryzuje się wysoką skłonnością do powstawania pęknięć zimnych w warunkach spawania mokrego elektrodami otulonymi, natomiast podczas spawania na powietrzu jej spawalności jest ograniczona. 2. zarówno w próbkach spawanych pod wodą, jak i na powietrzu wykazano obecność pęknięć zimnych, które są charakterystyczne dla spawanego materiału oraz spawania w środowisku wodnym. 3. twardość wszystkich wykonanych złączy przekroczyła maksymalną twardość zgodnie z zastosowanym kryterium akceptacji (380 hv10) zgodnie z normą pn-en iso 15614-1:2008. aby obniżyć wysoką twardość złączy wykonanych pod wodą (powyżej 500 hv10) należy zastosować technikę ściegu odpuszczającego. spoina odciskswc a) b) tw ar do ść  h v 10 tw ar do ść  h v 10 numer odcisku numer odcisku 45przegląd  spawalnictwa vol. 90 5/2018 literatura [1] fydrych d., rogalski g., łabanowski j.: problems of underwater welding of higher-strength low alloy steels, institute of welding bulletin, vol. 58, iss. 5, 2014, pp. 185-190. [2] rogalski g., łabanowski j., fydrych d., tomków j.: bead-on-plate welding of s235jr steel by underwater local dry chambet proces, polish maritime research, 21, 2014, pp. 58-64. [3] hu y., shi y.h., shen x.q., wang z.m.: microstructore, pitting corrosion resistance and impact toughness of duplex stainless steel underwater dry hyperbaric flux-cored arc, materials, 10 (12), 2008, pp. 1443. [4] gao w.b., wang d.p., cheng f.j., deng c.y., xu w.: underwater wet welding for hsla steels: chemical composition, defects, microstructures, and mechanical properties, acta metallurgica sinica (english letters), 9, 2015, pp. 1097-1108. [5] gao w., wang d., cheng f., deng c., liu y., xu w.: enhancement of the fatigue strength of underwater wet welds by grinding and ultrasonic impact treatment, journal of materials processing technology, 223, 2015, pp. 305-312. [6] fydrych d., łabanowski j., tomków j., rogalski g.: cold cracking of underwater wet welded s355g10+n high strength steel, advances in materials science, vol. 16, 2015, pp. 48-56. [7] rogalski g., fydrych d., łabanowski j.: ocena możliwości naprawy rurociągu podwodnego ze stali api 5l x65 przy zastosowaniu spawania mokrego, przegląd spawalnictwa, nr 5, 2015, s. 83-90. [8] sun q.j., cheng w.q., liu y.b., wang j.f., cai c.w., feng j.c.: microstructure and mechanical properities of ultrasonic assisted underwater wet welding joints, materials & design, 103, 2016, pp. 63-70. [9] fydrych d., rogalski g., tomków j., łabanowski j.: skłonność do tworzenia pęknięć zimnych złączy ze stali s420g2+m spawanej pod wodą metodą mokrą, przegląd spawalnictwa, nr 10, 2013, s. 65-71. [10] padilla e., chawla n., silva l.f., dos santos v.r., paciornik s.: image analysis of cracks in the weld metal of a wet welded steel joint by three dimensional (3d) x-ray microtomography, materials characterization, 83, 2013, pp. 139-144. [11] kurji r., coniglio n.: towards the establishment of weldability test standards for hydrogen-assisted cold cracking, the international journal of advanced manufacturing technology, 77, 2015, pp. 1581-1597. [12] świerczyńska a., fydrych d., rogalski g.: diffusible hydrogen management in underwater wet self-shielded flux cored arc welding, international journal of hydrogen energy, vol 42, iss 38, 2017, pp. 24532-24540. [13] guo n., yang z., wang m., yuan x., feng j.: microstructure and mechanical properties of an underwater wet welded dissimilar ferritic/austenitic steel joint. strength of materials, 47, 1, 2015, pp. 12-18. [14] fydrych d., łabanowski j., rogalski g., haras j., tomków j., świerczyńska a., jakóbczak p., kostro ł.: weldability of s500mc steel in underwater conditions. advances in materials science, vol. 14, iss. 2, 2014, pp. 37-45. [15] omajene j.e., martikainen j., wu h., kah p.: optimization of underwater wet welding process parameters using neural network, international journal of mechanical and materials engineering, 1, 2014, pp. 9-26. [16] łabanowski j., prokop-strzelczyńska k., rogalski g., fydrych d.: the effect of wet underwater welding on cold cracking susceptibility of duplex stainless steel, advances in materials science, vol. 16., iss. 2, 2016, pp. 68-77. [17] garašić i., krajl s., kožuh s.: investigation into cold cracking in underwater wet welding of api5l x70 steel, transactions of famena, 3, 2009, pp. 25-34. [18] pańcikiewicz k., zielińska-lipiec a., tuz l., rakoczy ł.: ocena skłonności do pęknięć zimnych złączy spawanych stali w próbie implantacyjnej, przegląd spawalnictwa, nr 4, 2016, s. 63-65. [19] kannengiesser t., boellinghaus t.: cold cracking tests-an overview of present technologies and applications, welding in the world, 1, 2013, pp. 3-37. [20] zhang h.t., dai x.y., feng j.c., hu l.l.: preliminary investigation on realtime induction heating-assisted underwater wet welding, welding journal, 1, 2015, pp. 8-15. [21] fydrych d., tomków j., rogalski g., łabanowski j.: wpływ techniki ściegu odpuszczającego na spawalność stali s355g10+n pod wodą, przegląd spawalnictwa, nr 9, 2015, s. 29-33. [22] fydrych d., świerczyńska a., rogalski g., łabanowski j.: temper bead welding of s420g2+m steel in water environment, advances in materials science, vol. 16, iss. 4, 2016, pp. 5-16. ps 4 2016 www hr.pdf 69przegląd  spawalnictwa       vol. 88 4/2016 perspektywy udziału firm spawalniczych   działających w branży energetycznej   w budowie pierwszej elektrowni jądrowej w polsce prospects for participation of operating in the energy sector welding companies in the construction of the first nuclear power plant in poland streszczenie przedstawiono warunki stosowania uznanych przepisów i norm światowych podczas budowy pierwszej elektrowni jądrowej w polsce. stwierdzono, że najbardziej prawdopodobnym jest stosowanie odpowiednich sekcji jednego z dwóch kodów: afcen lub asme. przytoczono najważniejsze urządzenia i konstrukcje spawane elektrowni jądrowej oraz przeprowadzono analizę możliwości oraz warunki techniczne i jakościowe wykonania tych wyrobów lub ich części przez krajowe podmioty gospodarcze. słowa  kluczowe: reaktor jądrowy; obudowa bezpieczeństwa; system zapewnienia jakości; elektrownia jądrowa abstract conditions of use of recognized codes and standards during the construction of the first nuclear power plant in poland are presented. it has been found that the most likely is the application of the relevant sections of one of the two codes: afcen or asme. major equipment and welded metal construction of nuclear power plants as well as an analysis of the possibilities, and technical and qualitative conditions for the production of these products or their parts by domestic companies are described. keywords: nuclear pressure vessel; piping; liner; quality management system; nuclear power plant wstęp program polskiej energetyki jądrowej (ppej) z dnia 28 stycznia 2014 roku zakłada, że pierwsza elektrownia jądrowa w polsce powinna powstać około 2024 roku. w chwili obecnej jest już jednak pewne, że termin ten ulegnie przesunięciu, co nie zmienia faktu, że przygotowywania do budowy elektrowni trwają, także w obszarze analizy wymagań jądrowych norm technicznych oraz przepisów dotyczących systemów zapewnienia jakości. kluczowym w przyśpieszeniu tych przygotowań byłby wybór dostawcy technologii jądrowej, gdyż typ reaktora (reaktor wodny ciśnieniowy – pwr lub reaktor wodny wrzący – bwr) oraz kraj pochodzenia technologii jądrowej zdefiniuje zestaw przepisów technicznych i jakościowych zawierających stosowne wymagania szczegółowe. decyzja o wyborze dostawcy technologii jądrowej jeszcze nie zapadła, ale mimo to nie ulega wątpliwości, że niezależnie od wyniku przetargu, określona część prac związanych z budową elektrowni jądrowej oraz dostawą części urządzeń i świadczeniem usług (w tym ndt) będzie podzlecona firmom krajowym. wydaje się zatem zasadnym i zdecydowanie celowym omówienie zakresu prac w ramach ewentualnych zleceń, jak i niektórych wymagań przepisów, które należałoby spełnić. jerzy niagaj przepisy techniczne i jakościowe w związku z brakiem działających elektrowni jądrowych, polska nie posiada własnych przepisów i norm dotyczących ich budowy i eksploatacji. projekt rozporządzenia ministra gospodarki w sprawie warunków technicznych dozoru technicznego dla urządzeń technicznych lub urządzeń podlegających dozorowi technicznemu w elektrowni jądrowej zakłada, że do projektowania i budowy urządzeń mechanicznych oraz konstrukcji obudów bezpieczeństwa elektrowni jądrowych zaliczonych do klas bezpieczeństwa dopuszcza się stosowanie następujących uznanych przepisów lub odpowiednich ich sekcji, jak również norm: afcen (francja), jsme (japonia), csa (kanada), kepic (korea południowa), kta (niemcy) oraz asme (usa). zważywszy jednak na to, że wśród potencjalnych dostawców technologii jądrowej najczęściej wymienia się firmy: areva (erp), ge hitachi (abwr) oraz westinghouse (ap1000), najbardziej prawdopodobnym będzie stosowanie w polsce norm amerykańskich asme lub francuskich afcen. pod uwagę są brane także technologie firm kepco (apr1400) z korei oraz aecl (acr-1000) z kanady posiadających własne normy jądrowe, które jednak bazują na wymaganiach kodu asme. dr inż. jerzy niagaj, prof. nzw. – instytut spawalnictwa, pełnomocnik ds. energetyki jądrowej. autor korespondencyjny/corresponding author: jerzy.niagaj@is.gliwice.pl przeglad welding technology review 70 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 4/2016 w przepisach asme b&pvc sekcją opisującą wymagania w zakresie urządzeń jądrowych jest asme sekcja iii [1]. sekcja ta wraz z innymi, do których się odwołuje (np. ii, v, ix lub xi), jest stosowana podczas budowy elektrowni jądrowych nie tylko w usa, lecz również w wielu innych krajach na świecie. gdyby dostawcą technologii jądrowej w polsce był francuski koncern areva, wymagania byłyby zawarte w normie afcen, w którym najistotniejszymi z punktu widzenia zagadnień spawalniczych są sekcje rcc-m [2] oraz rcc-cw [3]. kod afcen jest od około 40 lat rozwijana we francji w sposób niezależny od normy asme, co przyczyniło się do zdecydowanie innej jego struktury, a w niektórych przypadkach również zawartości. nie zmienia to jednak faktu, iż odpowiednie sekcje obydwu norm (afcen i asme) są do siebie bardzo podobne. w przypadku systemów zapewnienia jakości, ww. projekt rozporządzenia ministra gospodarki zakłada możliwość stosowania następujących uznanych specyfikacji technicznych: iaea gs-r-3 [4]; afcen (francja); jeac 4111 (japonia); n28612 (kanada); kepic, area – qa (korea południowa); kta 1401 (niemcy); asme nqa-1 lub 10cfr50 appendix b (usa). przepisy asme b&pvc w zakresie systemów zapewnienia jakości dla zastosowań jądrowych zakładają stosowanie wymagań normy asme nqa-1 [5]. japonia, korea południowa i kanada posiadają własne normy dotyczące systemów zapewnienia jakości, które jednak uwzględniają zalecenia gs-r-3 i w wielu punktach są podobne do wymagań zawartych w normie asme nqa-1. z kolei w przypadku normy afcen wymagania w zakresie systemów zapewnienia jakości również bazują na zaleceniach iaea gs-r-3, ale także wymaganiach normy en iso 9001 [6] oraz dokumentu nsq-100 [7]. konstrukcje i urządzenia   spawane elektrowni jądrowych elektrownia jądrowa jest obiektem złożonym, który niezależnie od typu reaktora (pwr lub bwr) składa się z dwóch części: jądrowej i konwencjonalnej, nazywanych również w publikacjach technicznych wyspami: wyspa jądrowa i wyspa turbinowa lub konwencjonalna. a) wyspa turbinowa wyspa turbinowa w przypadku obydwu typów reaktorów składa się z podobnego zestawu podstawowych urządzeń, wśród których najważniejszymi są: turbina; skraplacz; różnej wielkości zbiorniki ciśnieniowe i magazynowe, w tym podgrzewacze, separatory, wymienniki ciepła, demineralizatory, zasobniki wody chłodzącej itd.; rurociągi technologiczne pary i wody chłodzącej wraz z układami wsporczymi; pompy i zawory oraz układy grzewcze, próżniowe i filtrowentylacyjne (hvac) o różnym przeznaczeniu. podstawowym elementem wyspy turbinowej jest oczywiście turbina, której głównymi dostawcami w europie i nie tylko, są firmy alstom i siemens. siemens oferuję dostawę turbiny stt-9000 o mocy 1720 mw składającej się z jednej sekcji wysokoprężnej i trzech niskoprężnych o łącznej długości 68,8 m i maksymalnej średnicy wirnika z łopatkami 6720 mm oraz o następującej wadze poszczególnych elementów: wirnik hp = 92,5 ton, turbina hp = 378,8 ton, wirnik lp (1) = 340 ton oraz turbina lp (1) = 1268 ton [8]. w skład zespołu turbinowego wchodzi ponadto 6 skraplaczy o wadze ok. 250 ton każdy. z kolei alstom oferuje turbinę arabelletm o mocy 1750 mw [9], której gotowy wirnik waży 120 ton, a odkuwka do jego wykonania ok. 200 ton. turbina ta jest krótsza i lżejsza niż turbiny poprzedniej generacji dla elektrowni jądrowych, co nie oznacza, że proces jej produkcji jest łatwiejszy. b) wyspa jądrowa w przypadku wyspy jądrowej sytuacja jest nieco inna, gdyż zestaw urządzeń podstawowych jest uzależniony od typu reaktora: pwr lub bwr. przy porównaniu reaktorów pwr (epr -rys. 1 i ap1000 -rys. 2) z reaktorem bwr (abwr -rys. 3) widać, że w reaktorach pwr występują elementy nie stosowane w reaktorach bwr, a mianowicie: wytwornice pary, stabilizator ciśnienia, rurociągi główne obiegu pierwotnego, pompy układu chłodzenia obiegu pierwotnego. nie występują natomiast pompy recyrkulacyjne, stosowane w reaktorach bwr. pozostałe elementy mimo różnic w konstrukcji, wielkości i ilości są takie same: reaktor wraz ze strukturami wewnętrznymi; napędy prętów sterujących; zbiorniki wody chłodzącej; wymienniki ciepła w różnych układach technologicznych; zbiorniki technologiczne (ciśnieniowe i magazynowe) i baseny wodne; rurociągi (pary, wody, chłodzenia, kontroli itd.) wraz z wspornikami; pompy i zawory oraz układy grzewcze, próżniowe i filtrowentylacyjne (hvac). rys. 1. schemat obiegu pierwotnego reaktora eprtm [10] fig. 1. the arrangement of the eprtm primary circuit rys. 2. schemat obiegu pierwotnego reaktora ap1000 [11] fig. 2. the arrangement of the ap1000 primary circuit rys. 3. schemat wyspy jądrowej reaktora abwr [12] fig. 3. diagram of the abwr nuclear island 71przegląd  spawalnictwa       vol. 88 4/2016 c) obudowa bezpieczeństwa niezależnie od typu reaktora (pwr lub bwr), zbiornik ciśnieniowy oraz inne główne urządzenia i układy jądrowe (np. wytwornica pary, stabilizator ciśnienia, pompy, główne rurociągi, zbiorniki z wodą do chłodzenia itd.) są umieszczane w budynku reaktora, który bez wątpienia jest najważniejszym obiektem elektrowni jądrowej, gdyż jednym z podstawowych jego zadań jest ochrona personelu obsługującego i otoczenia przed promieniowaniem, jak również reaktora i innych ważnych urządzeń przed uszkodzeniem zewnętrznym i przedostaniem się na zewnątrz substancji promieniotwórczych. w związku z powyższym, obudowa bezpieczeństwa reaktora jest projektowana i obliczana w taki sposób, aby przez 60÷70 lat wytrzymywała wstrząsy sejsmiczne, ataki terrorystyczne (np. upadek samolotu), uderzenia tsunami oraz oddziaływanie wielu innych czynników (np. tornado, huragan, śnieżyca itd.), jak również zapewniała całkowitą szczelność. obudowa bezpieczeństwa budynku reaktora współczesnych elektrowni jądrowych jest konstrukcją złożoną, która składa się z płaszcza metalowego oraz struktury żelbetowej o różnej konfiguracji i budowie w zależności od typu reaktora i dostawcy technologii jądrowej. obudowa bezpieczeństwa reaktora epr firmy areva jest strukturą budowlaną, która składa się z dwóch żelbetowych współosiowych struktur pierścieniowych z przestrzenią powietrzną pomiędzy nimi oraz wewnętrznego szczelnego płaszcza metalowego o grubości ścianki 6 mm (rys. 4). wewnętrzna struktura budowlana jest wykonana z betonu sprężonego w postaci cylindrycznej ściany zwieńczonej eliptyczną kopułą z podłożem ze zbrojonego betonu. zewnętrzna natomiast ma postać zbrojonej cylindrycznej ściany opierającej się na tym samym podłożu wraz ze zbrojoną kopułą i służy jako ochrona przed zagrożeniami zewnętrznymi. wymagania dotyczące projektowania, wytwarzania i badania zarówno struktur żelbetowych, jak i płaszcza metalowego zostały przedstawione w przepisach afcen rcc-cw [3]. rys. 4. płaszcz reaktora eprtm [13] fig. 4. the steel liner of the eprtm w przypadku reaktora ap1000 (typ pwr) obudowa bezpieczeństwa składa się z wewnętrznego płaszcza stalowego (rys. 5) oraz panelowej zewnętrznej struktury stalowo-betonowej (rys. 6), którą do budowy budynku reaktora jądrowego zastosowano po raz pierwszy w japonii w 1996 roku. grubość blachy w dolnej części cylindrycznej wewnętrznego płaszcza stalowego obudowy reaktora ap1000 wynosi 1,875 cala (47,625 mm), a w pozostałej 1,75 cala (44,45 mm). grubość blach tworzących części zamykające: dolną i górną wynosi 1,625 cala (41,275 mm). odpowiednio uformowane blachy ze stali w gatunku asme sa-738, grade b są dostarczane na plac budowy, gdzie łączy się je za pomocą metod spawalniczych, głównie w sposób zmechanizowany, w celu powstania dennicy, pierścieni i kopuły. gotowe fragmenty płaszcza stalowego są po kolei łączone ze sobą za pomocą spawania podczas wznoszenia budynku reaktora. montaż płaszcza zaczyna się od części dolnej, którą ustawia się na specjalnej stalowej konstrukcji wsporczej. kolejne pierścienie i kopuła są przyspawywane do części dolnej w miarę postępu prac montażowo-budowlanych. elektrownia z reaktorem ap1000 jest budowana w sposób modułowy, który zakłada wykonanie i montaż modułów różnego typu (konstrukcyjne, mechaniczne i budowlane) i stopnia złożoności. moduły konstrukcyjne, tworzące ściany i podłogi pomieszczeń i zbiorników wodnych zarówno wewnątrz, jak i na zewnątrz płaszcza obudowy reaktora, składają się głównie z blach, kształtowników i kołków stalowych, które po wykonaniu w warsztacie, a następnie scaleniu na placu budowy i zamontowaniu w miejscu przeznaczenia są w większości przypadków zalewane betonem. ww. moduły cechują się różną wielkością, co powoduje, że w warunkach warsztatowych są wykonywane tylko mniejsze z nich lub poszczególne fragmenty modułów wielkogabarytowych, które następnie są scalane na placu budowy. z dokumentacji technicznej ap1000 design control document firmy westinghouse wynika, że do wykonania płaszcza stalowego wraz z przepustami i śluzami dla przemieszczania urządzeń i personelu ma zastosowanie kod asme section iii, division 1 [1]. z kolei panelowy zewnętrzny płaszcz bezpieczeństwa, konstrukcja wsporcza wewnętrznego płaszcza stalowego obudowy oraz stalowe moduły konstrukcyjne są wykonywane w oparciu o wymagania normy ansi/aisc n690 [16]. w przypadku reaktora abwr firmy ge hitachi (typ bwr) obudowa bezpieczeństwa składa się ze struktury żelbetowej oraz wewnętrznego płaszcza stalowego (rys. 7), podobnie, jak ma to miejsce w przypadku reaktora epr firmy areva (typ pwr). do wykonania płaszcza metalowego obudowy reaktora abwr stosuje się stal nierdzewną i węglową. ze stali nierdzewnej 304l, według asme sa-240, wykonuje się fragment dolny płaszcza, gdyż jest on w większym stopniu niż część górna narażony na oddziaływanie czynnika korozyjnego. fragment górny wykonuje się natomiast ze stali węglowej w gatunku asme sa-516 gr. 70 o grubości 6,35 mm. kopuła oraz fragment obudowy ze stali węglowej stanowiący część górnego modułu ma grubość 31,8 mm. interesującym szczegółem wykonawczym jest to, że do 98 % prac spawalniczych płaszcza obudowy wykonywanych jest w sposób zmechanizowany. rys. 5. wewnętrzny płaszcz stalowy reaktora ap1000 firmy westinghouse [14] fig. 5. the inner steel liner of the ap1000 72 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 4/2016 literatura [1] asme b&pv, section iii „rules for construction of nuclear facility components”. american society of mechanical engineers, new york, 2008 [2] afcen rcc-m „design and construction rules for mechanical components of pwr nuclear islands”, 2012 edition. wnioski w związku ze stosowaniem materiałów promieniotwórczych jako paliwa do wytwarzania ciepła przetwarzanego następnie na energie elektryczną, elektrownia jądrowa jest obiektem, w którym zagadnienia bezpieczeństwa stoją na pierwszym miejscu. szczególna troska o bezpieczną pracę elektrowni powoduje, że zarówno na etapie projektowania i budowy, jak i podczas długotrwałej eksploatacji, konieczne jest przestrzeganie rygorystycznych przepisów, i norm, które obejmują nie tylko zagadnienia techniczne, lecz również jakościowe. analiza wykazała, że istnieje duże prawdopodobieństwo, że normą stosowaną podczas budowy elektrowni w polsce będzie jedna z dwóch: amerykański kod asme lub francuski afcen. wymagania zawarte w odpowiednich sekcjach tych norm są bardzo podobne, ale jednocześnie charakteryzują się znacząco różniącą się strukturą wewnętrzną oraz bazują na różnym zestawie norm i przepisów: afcen opiera się na normach europejskich i międzynarodowych typu en oraz en iso, natomiast asme odwołuje się do amerykańskich przepisów typu: astm, aws, ansi/aisc, aci i inn. przedstawiona analiza budowy elektrowni jądrowej pod katem stosowanych konstrukcji i wyrobów spawanych, jak również istniejące aktualnie możliwości produkcyjne i doświadczenia przemysłu krajowego w dziedzinie energetyki jądrowej wskazuje, że najbardziej prawdopodobnym obszarem spodziewanego udziału firm polskich w budowie elektrowni byłoby wykonanie: obudowy bezpieczeństwa reaktora lub jej fragmentów, różnego rodzaju stalowych elementów konstrukcyjnych, niektórych fragmentów rurociągów (w zależności od wielkości i typu reaktora ich łączna długość szacuje się na 150÷200 km, w tym ponad połowa ze stali nierdzewnych) i instalacji hvac oraz różnego rodzaju małych i średnich zbiorników ciśnieniowych (np. wymienniki ciepła, podgrzewacze), jak również poszycia basenów i zbiorników wodnych ze stali nierdzewnej. powyższe stwierdzenie dotyczące możliwości wykonania stalowej obudowy bezpieczeństwa reaktora przez podmioty krajowe opiera się o to, że niezależnie od dostawcy technologii jądrowej i użytych norm, do wykonania elementów metalowych obudowy są przede wszystkim zalecane powszechnie znane i szeroko stosowane stale węglowe normalizowane lub na urządzenia ciśnieniowe w postaci blach, rur, prętów, kołków i kształtowników, z których przetwarzaniem (cięciem, gięciem, spawaniem) krajowe firmy z branży metalowej powinny sobie bez trudu poradzić [18]. podstawowym zadaniem do rozwiązania wydaje się zatem być posiadanie: certyfikowanego systemu zapewnienia jakości uwzględniającego specyficzne wymagania jądrowe, sprawdzonych i uznanych technologii produkcyjnych (przede wszystkim spawalniczych), personelu o potwierdzonych kwalifikacjach, jak również udowodnienie, że firma posiada doświadczenie w wykonaniu konstrukcji dla obiektów jądrowych lub konstrukcji o podobnej skali odpowiedzialności i złożoności oraz jest w stanie zapewnić terminowość wykonania zleceń. z technicznego punktu widzenia, bazujące na procesach spawalniczych firmy krajowe byłby w stanie wykonać na rzecz elektrowni jądrowej: rurociągi i ich wsporniki, sporą część małych i średnich urządzeń ciśnieniowych oraz konstrukcji stalowych obudowy bezpieczeństwa i hvac. udział tych firm w wykonywaniu tych konstrukcji i urządzeń jest jednak uwarunkowany posiadaniem przez zakład m.in.: specjalnego systemu zapewnienia jakości, doświadczeń w dziedzinie energetyki jądrowej lub o zbliżonej skali odpowiedzialności, personelu spawalniczego i ndt o odpowiednich kwalifikacjach oraz sprawdzonych technologii spawalniczych (wps, wpqr). artykuł.powstał.w.ramach.projektu.współfinansowanego.ze.środków.ministerstwa.energii.. w.ramach.wdrażania.energetyki.jądrowej.w.polsce . rys. 6. struktura panelu obudowy zewnętrznej części reaktora ap1000 [15] fig. 6. the structure of the panel outer containment of the reactor ap1000 rys. 7. budynek reaktora abwr firmy ge hitachi [17] fig. 7. abwr rccv (reinforced concrete containment vessel) budowa elektrowni jądrowej z reaktorem abwr przebiega w sposób modułowy, co powoduje, że w jednym module mogą znajdować się stalowe struktury konstrukcyjne, układy mechaniczne i struktury budowlane: w związku z różną konstrukcją i klasą bezpieczeństwa poszczególne stalowe elementy konstrukcyjne budynku reaktora abwr są wykonywane w oparciu o wymagania asme sect. iii, division 2 i asme sect. iii, division 1 mc oraz normy ansi/aisc n690 [16]. 73przegląd  spawalnictwa       vol. 88 4/2016 [3] afcen rcc-cw „rules for design and construction of pwr nuclear civil works”. 2015 edition. [4] „the management system for facilities and activities”, iaea, series no. gs-r-3, published friday, july 21, 2006. [5] asme nqa-1-2015 „quality assurance requirements for nuclear facility applications”. [6] pn-en iso 9001:2015-10 „systemy zarządzania jakością – wymagania”. [7] nsq-100 „nuclear safety and quality management system – requirements”, 2011. [8] „siemens. the turbine island for nuclear power plants”, warszawa, 1-2 czerwca 2006. [9] „arabelletm steam turbine for nuclear power plant”, alstom, 2012. [10] p. varpasuo, „the seismic response and floor spectra of ol3 npp buildings in finland”, 18th international conference on structural mechanics in reactor technology (smirt 18), beijing, china, 7-12 august 2005. [11] p. gaio, „ap1000: the pwr revisited”, iaea international conference on opportunities and challenges for water cooled reactors in the 21st century, viena, austria, 27-30 october 2009. [12] „advanced boiling water reactor. the only generation iii+ reactor in operation today”, hitachi-ge nuclear energy, ltd., catalog no.: 83zz1-0022 r0, 2013. [13] v. moucquot-laiho, „olkilouto 3 project”, areva suppliers` day, warszawa, 4 października 2011. [14] westinghouse ap1000 design control document rev. 19 tier 2 chapter 3 design of structures, components, equip. & systems 3.8 design of category i structures. [15] westinghouse ap1000 design control document rev. 19 tier 2 chapter 3 design of structures, components, equip. & systems appendix 3h auxiliary and shield building critical sections. [16] ansi/aisc n690 „specification for safety-related steel structures for nuclear facilities”. [17] http://www.hitachi-hgne-uk-abwr.co.uk/reactor-building.html [18] j. niagaj, „konstrukcje stalowe obudowy bezpieczeństwa reaktora jądrowego”, wytyczne wspomagające działania przedsiębiorstw krajowych w budowie elektrowni jądrowych, w/me/dej/is/02/15, wydanie 1, warszawa, 2015. 201211_pspaw.pdf 2 przegląd spawalnictwa 11/2012 marek stankiewicz graham holloway adam marshall zhuyao zhang benedykt ślązak próba udarności charpy’ego i parametr lateral expansion w ocenie materiałów spawalniczych dla potrzeb kriogeniki charpy impact test and lateral expansion parameter  in welding consumables evaluation for cryogenic application marek stankiewicz – obr budowy urządzeń chemicznych cebea, kraków, graham holloway, adam marshall, zhuyao zhang, benedykt ślązak – metrode products ltd. a lincoln electric company. streszczenie w publikacji poruszone zostały kwestie związane z charakterem pękania metali, zdolności absorbcji energii dynamicznej i samohamowania pęknięć. omówiono podstawy próby udarności metali i stopów sposobem charpy’ego, z uwzględnieniem różnic w amerykańskim i europejskim wariancie próby. podkreślono wady i zalety sposobów oceny ciągliwości przełomów udarnościowych opartych na udziale przełomu plastycznego sfa i rozszerzeniu poprzecznym le. w dalszej części publikacji przedstawiono materiały spawalnicze firmy metrode przeznaczone do zastosowań kriogenicznych oraz ich właściwości ze szczególnym uwzględnieniem kv i le w temperaturze –196oc. abstract in the charpy impact test three key measurements be made – total absorbed energy, shear facture area sfa and lateral expansion le. however, although these three magnitudes have been available from the charpy test, two of them sfa and le have been just lately launched in europe along with new standard en iso 148, which combines both american (astm e23) and european (en 10045) regulations. in this paper principles of the impact tests and ductile-brittle fracture characterization are provided as well as comparison between american and european variants of the charpy impact test. the second part covers specialist and the most demanding area for welding consumables for joining 304l and 316l stainless steel that are subject to service temperatures down to –196oc. the dedicated range of controlled ferrite ‘cf’ consumables manufactured by metrode is also described and some of the applications for which they have been use are highlighted. podbudowane teoretycznie przez mechanikę pękania badanie udarności metodą charpy’ego znajduje wciąż nowe obszary zastosowania jako tania, łatwa i szybka metoda oceny odporności materiałów i ich połączeń spawanych na pękanie w obecności karbów zewnętrznych i oddziaływań dynamicznych. próba udarności charpy’ego ma charakter umowny i klasyfikowana jest w kategorii prób technologicznych. wyznaczane w niej wielkości nie są stałymi materiałowymi, tzn. mogą być porównywane wyłącznie z wynikami uzyskanymi na takich samych próbkach i w tych samych warunkach. nie można na ich podstawie dokonywać żadnych obliczeń wytrzymałościowych. jednakże ogromna ilość danych porównawczych 3przegląd spawalnictwa 11/2012 powoduje, że badanie udarności metodą charpy’ego jest najbardziej podstawowym narzędziem do oceny kruchości metali i stopów oraz wpływu na nią różnorodnych czynników. pękanie metali. próba udarności charpy’ego w wariancie europejskim i amerykańskim schemat konstrukcji młota charpy’ego i zasadę próby przedstawiono na rysunku 1. ze skali młota, wyświetlacza elektronicznego lub ekranu komputera sprzężonego z młotem odczytuje się zużytą na złamanie próbki część energii początkowej wahadła. wielkość tę nazywamy pracą lub energią łamania, która jest miarą zdolności materiału do absorpcji energii oddziaływania dynamicznego. metale i ich stopy pękają wskutek dynamicznego obciążenia w następujący sposób: – z przełomem całkowicie plastycznym, absorbując dostarczoną energię. pęknięcie ma charakter samohamowny. po ustaniu siły je wywołującej ulega samorzutnemu zatrzymaniu; – z przełomem całkowicie kruchym, absorbując znikomą część dostarczonej energii. pęknięcie propaguje z prędkością rozchodzenia się dźwięku w metalu lub stopie i ma katastroficzny charakter; – z przełomem mieszanym plastyczno-kruchym. wielkość zaabsorbowanej energii i zdolność wyhamowania postępującego pęknięcia zależy od proporcji udziału mechanizmu kruchego i plastycznego. udowodniono na drodze doświadczalnej, że pęknięcia zawierające 70÷90% przełomu ciągliwego zatrzymują się samorzutnie [1]. usytuowanie karbu w próbce w stosunku do miejsca uderzenia bijaka młota odzwierciedla najmniej korzystne warunki obciążenia, czego konsekwencją jest złamanie próbki przy najmniejszej pracy łamania. nacięty w próbce karb powoduje koncentrację naprężeń pod jego dnem (rys. 2). pękanie rozpoczyna się za obszarem odkształceń plastycznych jak na rysunku 2 i rozprzestrzenia się ku podstawie karbu, bocznym powierzchniom próbki oraz miejscu uderzenia bijaka. stopniowo z jego propagacją ku ścianom próbki zwiększa się zdolność plastycznego odkształcania materiału. pod powierzchnią bocznych ścian próbki obserwowane są obszary odkształceń plastycznych zwane w mechanice pękania przypowierzchniowymi odkształceniami plastycznymi pod dnem karbu. jest to zjawisko fizykalne związane z liczbą stopni swobody odkształcania materiału, dla próbek o szerokościach znormalizowanych niezależne od szerokości próbki. odkształcenie próbki osiąga kulminację na przecięciu tylnych krawędzi próbki i linii uderzenia bijaka, w których to miejscach dokonuje się pomiaru rozszerzenia poprzecznego lateral expansion (rys. 3). charakter rozwoju pęknięcia na ogół powoduje powstanie przełomu mieszanego, plastyczno-kruchego, który jest najczęściej spotykanym w badaniach udarności przypadkiem. przełomy 100% plastyczne lub 100% kruche są tylko granicznymi przypadkami przełomu mieszanego. mechanizm pękania kruchego i plastycznego metali i ich stopów znacząco się różni i został opisany w [2]. rys. 1. młot udarnościowy charpy’ego fig. 1. charpy impact test machine rys. 2. koncentracja naprężeń pod dnem karbu [2] fig. 2. stress concentration at the bottom of the notch [2] rys. 3. zasada pomiaru rozszerzenia poprzecznego (lateral expansion) fig. 3. broken charpy v-notched impact speci-men illustrating the measurement of lateral expansion 4 przegląd spawalnictwa 11/2012 metale i stopy o sieci krystalograficznej a1 regularnej, ściennie centrycznej (np. stale austenityczne, stopy niklu) z uwagi na wielość płaszczyzn poślizgu charakteryzują się wysokimi wartościami pracy łamania i małą wrażliwością na obniżanie temperatury. nawet w temperaturze ciekłego azotu –196oc i niższej mają przełomy całkowicie plastyczne i zdolność całkowitego zatrzymania wahadła młota na próbce. z tego względu są bezkonkurencyjne w zastosowaniach kriogenicznych. niestety pojawienie się w mikrostrukturze spoin niezbędnego dla ochrony przed pękaniem na gorąco ferrytu δ wywołuje zauważalny spadek wartości pracy łamania, pomimo zachowania całkowicie plastycznego przełomu. większe ilości ferrytu δ występujące np. w stalach dupleks często ograniczają ich stosowanie do temperatury nie niższej niż –100oc. metale i stopy o sieci krystalograficznej a2 przestrzennie centrowanej (np. stale ferrytyczne) mają mniej płaszczyzn poślizgu i w związku z tym charakteryzują się większą skłonnością do kruchego pękania i wrażliwością na obniżanie temperatury badania. stabilna w wyższej temperaturze wielkość energii łamania odpowiadająca zakresowi plastycznemu z obniżaniem temperatury maleje, po czym znów stabilizuje się tym razem na niskim poziomie, odpowiadającym zakresowi kruchemu. ilustruje to rysunek 4, a przedstawione na nim krzywe uzyskały miano krzywych przejścia w stan kruchy w oparciu o: – pomiar pracy łamania kv; – ocenę udziału przełomu kruchego na przekroju próbki. na krzywych tych zaznaczono historyczne kryteria służące do wyznaczania tzw. temperatury przejścia w stan kruchy, którymi są przełom mieszany plastyczno-kruchy 50/50% oraz kryterium minimalnej dopuszczalnej pracy łamania kvmin (na rysunku 4 dla przypadku kvmin = 27 j). kształt krzywej zależny jest od szerokości próbki, wskutek występowania przypowierzchniowych odkształceń plastycznych (rys. 5). mniejszej szerokości próbki odpowiada mniejsza wielkość pracy łamania w wyższej temperaturze (prawa część wykresu), ale z drugiej strony obszar przypowierzchniowy odkształcony plastycznie pozostaje niezmieniony, a maleje udział obszaru występowania przełomu kruchego (środek próbki). w skrajnym przypadku obszar kruchy zanika całkowicie, a mierzona praca łamania jest miarą zjawiska fizykalnego. wykonywanie badań udarności na próbkach cieńszych niż dopuszczone przez normy nie ma więc sensu technicznego, ponieważ uzyskany rezultat nie odzwierciedla w oczekiwany sposób właściwości materiału. zatem, z tych samych względów, cienkościenne elementy są w dużo mniejszym stopniu narażone na katastroficzne pękanie kruche, które jest cechą elementów masywnych. niektóre normy materiałowe dotyczące stali ferrytycznych przeznaczonych do pracy w obniżonej temperaturze, np. astm a333, nakazują dodatkowe obniżenie temperatury badania w przypadku próbek o małej szerokości w celu zniwelowania różnic wynikających z przebiegu krzywych przejścia w stan kruchy, co odpowiada lewej części wykresu z rysunku 5. podstawowym kryterium odniesienia uzyskanych wyników badania udarności jest minimalna wielkość pracy łamania zapewniająca niekatastroficzny charakter pękania materiału. na podstawie wieloletnich doświadczeń sformułowano takie kryteria dla różnych materiałów i ich połączeń. w przypadku najczęściej stosowanych stali konstrukcyjnych wielkość ta wynosi 27 j (rys. 4). termin badanie udarności sposobem charpy’ego dotyczy zarówno europejskiej wersji tej próby wg en 10045, jak i wersji amerykańskiej wg astm e23. metody te poza kilkoma mniej istotnymi szczegółami różnią się promieniem wyokrąglenia bijaka. stosowany w europie bijak r = 2 mm zapewnia czysto trójpunktowy charakter zginania dynamicznego. bijak zgodny z astm e23 o promieniu r = 8 mm i ostrych krawędziach powoduje, że początkowe zginanie trójpunktowe w dalszej fazie łamania próbki przechodzi w zginanie czteropunktowe. koncentracja naprężeń pod dnem karbu w chwili uderzenia jest mniejsza, a co za tym idzie, mniejsza jest również głębokość obszaru odkształceń plastycznych u podstawy karbu przedstawiona na rysunku 2. mieszany charakter zginania rys. 4. zasada wyznaczania temperatury przejścia w stan kruchy dla dwóch kryteriów: pracy łamania kv = 27 j i 50% udziału przełomu kruchego [2] fig. 4. ductile-brittle transition temperature determined for two criteria: min. 27 joules absorbed energy and 50% of sfa [2] rys. 5. charakter krzywych przejścia w stan kruchy w zależności od szerokości próbki udarnościowej fig. 5. plot of absorbed energy-temperature curves vs width of impact specimen 5przegląd spawalnictwa 11/2012 w amerykańskim wariancie próby udarności sprzyja ograniczeniu zasięgu strefy przypowierzchniowych odkształceń plastycznych, a to pozwala na obniżenie minimalnej znormalizowanej grubości próbki do 2,5 mm, wobec 5 mm obowiązujących w normie europejskiej. umożliwia więc badanie udarności elementów o cieńszych ściankach i rur o mniejszych średnicach. z tego samego względu w próbie wg astm e23 znacznie częściej mamy do czynienia z całkowicie przełamanymi próbkami z materiałów plastycznych. na rysunku 6 przedstawiono wyniki badań zależności pomiędzy pracą łamania próbek ze stali konstrukcyjnych badanych obiema metodami: wg astm – kv8 i wg en – kv2 w tych samych warunkach [3]. w przypadku próbek niskoenergetycznych kv8 jest zauważalnie mniejsze od kv2. w przypadku próbek wysokoenergetycznych kv8 jest zauważalnie większe od kv2. zrównanie kv8 i kv2 następuje w materiałach o wartości pracy łamania ok. 52 j. przedstawiony wykres opisuje dla wartości 6,5 j ≤ kv2 ≤ 200 j liniowa zależność: kv8 = 1,106 × kv2 –5,47 [j] (1) niedawno opublikowana norma en iso 148 metallic materials – charpy pendulum impact test standaryzuje w jednym dokumencie obie metody: europejską i amerykańską. nie stanowi jednak o równoważności obu metod, z uwagi na różnice w mierzonych wielkościach kv. niestety stawia większość europejskich laboratoriów w niezręcznej sytuacji, ponieważ docelowo nakłada na nie obowiązujący od wielu lat w astm e23 wymóg weryfikacji młotów udarnościowych w oparciu o próbki wzorcowe, niedostępne na rynku europejskim. sposób ten pozwala wykryć i wyeliminować przypadkowe pochłanianie części energii wahadła wskutek niedostatecznego dokręcenia połączeń śrubowych podzespołów młota, które powodują zawyżanie mierzonej wartości pracy łamania kv nawet o kilka j. klasyczny sposób sprawdzania stosowany w europie nie daje takiej możliwości. próba udarności z biegiem lat ewoluuje, dostosowując się do zmieniającego się otoczenia technicznego, pomimo iż jej fundamenty pozostały niezmienne. w ciągu ostatnich 30 lat energie potencjalne produkowanych młotów charpy’ego do badań metali i stopów wzrosły od wartości 180 j aż do 600 j. zmieniało się również podejście do drugiego kryterium próby udarności – oceny plastyczności przełomu badanych materiałów, a więc zdolności samohamowania pęknięć. zmiany te są w dużej mierze konsekwencją coraz powszechniej stosowanej metalurgii próżniowej, pozwalającej bardzo głęboko zredukować zawartość najbardziej szkodliwych dla plastyczności stali domieszek siarki i fosforu do wartości ok. 0,005%. słabo związane z osnową metaliczną, a w wielu przypadkach całkowicie niekoherentne siarczki stanowią w stopach żelaza tzw. karby wewnętrzne. sposób ich oddziaływania jest analogiczny jak pokazano na rysunku 2, lecz zachodzi w skali mikroskopowej. obecność umiarkowanej ilości wydzieleń siarczkowych w stalach o przeciętnej czystości powoduje z jednej strony obniżenie wielkości pracy łamania kv w stosunku do stali wysokiej czystości, lecz z drugiej strony zwiększa zdolność do odkształcania plastycznego. dalsza redukcja zawartości siarczków podwyższa wielkość pracy łamania kv, a więc poziom absorpcji dostarczonej energii przy oddziaływaniu dynamicznym, ale utrudnia uzyskanie przełomu ciągliwego, zmniejszając zdolność samohamowania powstałego już pęknięcia. jest to opisywany w [2] tzw. efekt siarczków. klasyczne podejście do kwestii przechodzenia metali i stopów w stan kruchy zaprezentowane na rysunku 4 w takich przypadkach nie sprawdza się, ponieważ wysokim wartościom kv towarzyszy przełom z dominującym udziałem obszaru kruchego. ocena rodzaju przełomów w badaniach udarności. rozszerzenie poprzeczne lateral expansion opisane powyżej zjawisko to jedna z przyczyn, dla których prace nad unormowaniem sposobów oceny rodzaju przełomu w próbkach udarnościowych przebiegają tak powoli. europejska norma en 10045 o ocenie rodzaju przełomu nie wspomina ani jednym słowem, natomiast w praktyce dodatkowe wymagania techniczne zawarte w kontraktach handlowych nakładają obowiązek takiej oceny w badaniach udarności. problemem jest niestety brak stosownego dokumentu odniesienia. norma astm e23 kwestię oceny rodzaju przełomu próbuje rozwiązać od 1956 r., lecz dopiero w 1981 r. pojawiły się w niej konkretne zapisy. aktualne wydanie normy stanowi, że w badaniach komercyjnych ocena rodzaju przełomu nie jest wymagana, natomiast w badaniach o innym charakterze „są często dodatkowo określane”: – procentowy udział przełomu plastycznego na przekroju złamanej próbki (ang. sfa – shear fracture area); – wielkość rozszerzenia poprzecznego (ang. le – lateral expansion). rys. 6. zależność pracy łamania kv8 i kv2 wybranych stali konstrukcyjnych [3] fig. 6. dependence of absorbed energy kv2 and kv8 for low carbon steels [3] 6 przegląd spawalnictwa 11/2012 inne przepisy techniczne, jak chociażby powszechnie stosowane w obrocie międzynarodowym przepisy asme boiler & pressure vessel code sekcja viii wymagają oceny plastyczności stali dupleks i stali austenitycznych oraz ich połączeń spawanych na podstawie pomiarów wielkości rozszerzenia poprzecznego lateral expansion. norma astm e23 sugeruje możliwe do zastosowania metody oceny udziału przełomu plastycznego na przekroju złamanej próbki: – przez bezpośredni pomiar na próbce wielkości obszaru kruchego i odczytanie z tabeli w załączniku do normy odpowiadającej mu wielkości udziału przełomu plastycznego; – przez porównanie wyglądu przełomu ze zdjęciami zamieszczonymi w normie oraz wzorcami graficznymi jak na rysunku 7; – metodą planimetryczną na powiększeniach obrazu przełomu; – metodą skanowania powierzchni z cyfrową analizą obrazu. dokument ten nie rozwiązuje kwestii oceny przełomu w przypadkach mniej typowych: – niestandardowego wyglądu przełomu w stalach o wysokiej czystości, który w warunkach obserwacji makroskopowej wygląda jak przełom kruchy, a jednocześnie wykazuje stosunkowo duże rozszerzenie poprzeczne; – przełomów spoin austenitycznych z udziałem ferrytu δ i stali dupleks, w których z obniżaniem temperatury przełom pozostaje wizualnie plastyczny, lecz wyraźnie maleje jego ciągliwość. ponadto z praktyki własnej oraz literatury [4] wynika za wyjątkiem analizy obrazowej pozostałe metody oceny obarczone są dużym błędem subiektywnym sięgającym nawet 20%, a dane odniesienia dotyczą wyłącznie próbek pełnowymiarowych iso charpy v-10, o typowych krzywych przejścia w stan kruchy jak na rysunku 4. zastosowanie komputerowej analizy obrazu eliminuje subiektywny błąd odczytu udziału przełomu plastycznego i kruchego oraz zapewnia dokładność pomiaru na poziomie nie mniejszym niż 0,3% [4], lecz nadal nie rozwiązuje opisanych powyżej kwestii. drugi wskaźnik oceny ciągliwości przełomu sugerowany przez astm e23 oraz en iso 148 – rozszerzenie poprzeczne lateral expansion jest największą wartością przyrostu szerokości próbki w miejscu jej uderzenia przez bijak, mierzoną na obu połówkach próbki (rys. 3). niewątpliwą zaletą tego wskaźnika związanego z występowaniem przypowierzchniowych odkształceń plastycznych jest częściowa niezależność od szerokości próbek znormalizowanych. dopóki szerokość próbek nie będzie mniejsza od zasięgu odkształceń przypowierzchniowych, wielkość le pozostanie niezmienna, niezależnie od tego, czy użyjemy próbek pełnowymiarowych, czy węższych. pomiar le nie wymaga identyfikacji przełomu, nie jest więc obciążony błędem subiektywnym. można go dokonać za pomocą skanera powierzchni z cyfrową analizą obrazu, mierząc niezależnie obie połówki złamanej próbki i wyznaczając wartość le = amax + bmax, lub za pomocą przyrządu przedstawionego na rysunku 8, którego konstrukcję dokładnie opisano obu normach astm e23, jak i en iso 148. przyrząd ten wymaga jednoczesnego pomiaru obu złamanych połówek i umożliwia bezpośredni odczyt amax, oraz po odwróceniu próbki bmax, których suma daje wartość le. żadna z tych norm nie narzuca obowiązującego sposobu pomiaru le, pozostawiając tu pełną dowolność, np. użycia cyfrowej suwmiarki z funkcją zerowania wskazań. na rysunku 9a przedstawiono empiryczną zależność pomiędzy le a pracą łamania stali ferrytycznych, którą z dużą dokładnością można opisać równaniem: le = -2×10-7kv3 + 7×10-5kv2 + 8,5×10-3kv [mm] (2) na rysunku 9b przedstawiono natomiast analogiczną zależność dla złączy spawanych stali dupleks, super dupleks oraz austenitycznych stali cr-ni, opisywaną równaniem: le = 1,23 × 10-2kv – 1,20 × 10-6kv2 [mm] (3) w obydwóch przypadkach pierwszą część wykresu dla kv w zakresie 0÷100 j można z wystarczającą dokładnością opisać uproszczonym równaniem: le = kv/100 [mm] (4) gdzie: kv wyrażone jest w [j]. rys. 7. wzorce graficzne do wyznaczania udziału przełomu kruchego i plastycznego na przekroju złamanej próbki udarnościowej fig. 7. guide for estimating fracture appear-ance, % sfa rys. 8. przyrządy do wyznaczania wielkości rozszerzenia poprzecznego lateral expansion – rozwiązanie sugerowane przez astm e23 i en iso 148 fig. 8. lateral expansion gauge for charpy specimens acc. to astm e23 and en iso 148 7przegląd spawalnictwa 11/2012 zaczerpnięte z prac [5, 6] wykresy z rysunku 9 i równania (2)÷(4) pozwalają przewidzieć oczekiwaną wielkość le i zweryfikować uzyskane własne wyniki pomiarowe. ekstremum le na rysunku 9a pokazuje, że w stalach ferrytycznych nie da się w nieograniczony sposób zwiększać zdolności pochłaniania energii dynamicznej, tu wyrażonej przez wielkość kv, bez utraty ciągliwości materiału. przebieg tego wykresu odzwierciedla skutki opisanego wcześniej efektu siarczków. brak konieczności rozróżnienia rodzaju przełomu predestynuje pomiar rozszerzenia poprzecznego lateral expansion do oceny ciągliwości przełomów stali ferrytycznych wysokiej czystości, stali dupleks, kwasoodpornych stali austenitycznych cr-ni oraz nadstopów na bazie niklu ni, w której to grupie mieszczą się stopy stosowane w kriogenice. materiały dodatkowe do spawania stali austenitycznych stosowanych w kriogenice jednym z obszarów zastosowania rozszerzenia poprzecznego le jako miernika ciągliwości materiału w próbie udarności są instalacje przeznaczone do pracy w temperaturach kriogenicznych. typowym przykładem mogą być terminale ciekłego gazu ziemnego lng (liquied natural gas). zbiorniki oraz elementy instalacji lng eksploatowane są w bardzo uciążliwych warunkach. podczas skraplania gaz ziemny zostaje oziębiony do temperatury ok. –161oc, w której jest przechowywany i transportowany. konieczność przechowywania lng w drogich zbiornikach kriogenicznych wymusza stosowanie różnych materiałów, w tym wspomnianych już wysokostopowych stali austenitycznych oraz stopów na bazie niklu. zarówno materiały podstawowe, jak i materiały dodatkowe do spawania elementów instalacji kriogenicznych powinny charakteryzować się odpowiednio wysoką udarnością w temperaturze eksploatacji. zgodnie z wymaganiami przepisów asme wartość rozszerzenia poprzecznego le nie może być mniejsza niż 0,38 mm (le ≥ 0,38 mm) zarówno dla materiałów podstawowych, jak i złączy spawanych. należy zaznaczyć, że badania udarności w grupie materiałów przeznaczonych do zastosowań kriogenicznych prowadzi się w większości przypadków w temperaturze ciekłego azotu –196oc. schładzanie próbek do innych poziomów temperatury byłoby bardzo kłopotliwe i nieuzasadnione, biorąc pod uwagę fakt, że temperatura eksploatacji instalacji kriogenicznych w przeważającej większości jest wyższa od standardowej temperatury próby udarności (ciekłego azotu). jak już wspomniano, struktury w pełni austenityczne, ze względu na dużą ilość płaszczyzn poślizgu sieci krystalograficznej a1, charakteryzują się stosunkowo małą wrażliwością na obniżanie temperatury, z tego względu najwyższe wartości udarności w temperaturze kriogenicznej uzyskuje się właśnie dla stopiwa o strukturze w pełni austenitycznej. wiadomo jednak, że spoiny o strukturze w pełni austenitycznej cechuje duża skłonność do powstawania gorących pęknięć krystalizacyjnych. biorąc pod uwagę obydwa wymienione uwarunkowania, firma metrode zaprojektowała rodzinę materiałów spawalniczych 308lcf i 316lcf o kontrolowanej zawartości ferrytu δ w stopiwie (cf – controlled ferrite) przeznaczonych specjalnie do zastosowań kriogenicznych. metody spawania do spawania stali 304l/316l wykorzystuje się praktycznie wszystkie metody spawania łukowego. metody spawania w osłonie gazowej, zarówno ręczne gtaw, jak i półautomatyczne gmaw, z natury charakteryzują się stosunkowo wysoką czystością metalurgiczną, bardzo niską zawartość tlenu w stopiwie oraz niewielką ilością wtrąceń niemetalicznych, co skutkuje wysokimi wartościami udarności. metoda gtaw, jak żadna inna metoda spawania łukowego, daje najlepsze możliwości kontroli procesu, jak również jakości złączy spawanych dzięki bardzo wysokiej czystości metalurgicznej. należy jednak pamiętać o niskiej wydajności metody a) b) rys. 9. empiryczna zależność lateral expansion le i pracy łamania kv (cv) [5, 6]: a) dla stali ferrytycznych; b) dla stali dupleks i kwasoodpornych stali austenitycznych cr-ni fig. 9. empiric dependence between lateral expansion le and absorbed energy kv: a) ferritic steels, b) duplex and stainless steels 8 przegląd spawalnictwa 11/2012 gtaw, co niejednokrotnie stanowi znaczne ograniczenie i z tego powodu stosowana jest ona głównie do wykonywania warstw przetopowych, a tylko w niektórych wypadkach również do warstw wypełniających w złączach cienkościennych. metoda spawania półautomatycznego gmaw drutem pełnym jest metodą zdecydowanie wydajniejszą, niemniej jednak nie znajduje szerokiego zastosowania do spawania tego typu stali. w tablicy i przedstawiono wyniki badania właściwości mechanicznych i pracy łamania kv, jak również wielkości rozszerzenia poprzecznego le stopiwa drutów er316lcf (gtaw) oraz supermig 316lsi (gmaw). spawanie ręczne elektrodami otulonymi (mma), drutami proszkowymi (fcw) oraz łukiem krytym (saw) nie gwarantuje tak wysokiego poziomu udarności, jak to ma miejsce w przypadku spawania drutem pełnym w atmosferze gazów osłonowych. wszystkie wymienione procesy związane są z wytwarzaniem żużla podczas spawania, co niestety skutkuje większą zawartością tlenu w stopiwie, jak również większą ilością odżużlowych wtrąceń niemetalicznych, które obniżają poziom udarności. w celu zapewnienia dostatecznie wysokiej udarności do zastosowań kriogenicznych w przypadku procesów żużlowych (mma, fcw, saw) należy zwrócić uwagę na trzy zagadnienia: – udział objętościowy ferrytu w materiale spoiny; – skład chemiczny stopiwa (stosunek creq/nieq); – rodzaj i typ żużla: – otuliny w przypadku elektrod, – topnik w przypadku łuku krytego, – proszek w przypadku drutów rdzeniowych. udział objętościowy ferrytu δ w materiale spoiny udział objętościowy ferrytu δ w materiale spoin austenitycznych w zależności od warunków pracy jest ściśle określony. w przypadku przepisów asme sec. iii [7] minimalna zawartość ferrytu δ w spoinie mierzona za pomocą liczby ferrytowej fn nie powinna być mniejsza od 5fn. dla temperatury pracy powyżej 427oc (800of) te same przepisy wymagają 3÷10fn. przepisy api 582 [8] wymagają minimum 3fn, chociaż dla zastosowań kriogenicznych może być wymagany niższy udział ferrytu δ. na podstawie licznych badań zaobserwowano, że niższemu udziałowi ferrytu δ w spoinie odpowiadają wyższe wartości ciągliwości przełomu mierzone za pomocą rozszerzenia poprzecznego le [9÷11]. właśnie z tego powodu spełnienie warunku le ≥ 0,38 mm wymaga ścisłej kontroli udziału ferrytu δ w spoinie. zarówno dla elektrod otulonych, jak i drutów proszkowych liczba ferrytowa powinna mieścić się w zakresie 2÷5fn. zależność pomiędzy plastycznością materiału spoiny określoną za pomocą rozszerzenia poprzecznego le i liczbą ferrytową fn w przypadku elektrod otulonych pokazano na rysunku 10. jak widać, niższemu udziałowi ferrytu odpowiadają wyższe udarności. ścisła kontrola ferrytu δ w zakresie 2÷5fn realizowana jest w grupie produktów metrode oznaczonych symbolem cf (controlled ferrite), którym odpowiada plastyczność przełomu stopiwa w zakresie le = 0,4÷0,7 mm. kontrola składu chemicznego w przypadku austenitycznych materiałów spawalniczych o niskim udziale ferrytu δ należy zwrócić uwagę na problem gorących pęknięć krystalizacyjnych i mikropęknięć. w przypadku niższych zawartości ferrytu w zakresie 2÷3fn skłonność ta wyraźnie wzrasta. z tego powodu większość przepisów określa minimalny udział ferrytu δ w spoinie właśnie w celu zminimalizowania skłonności do występowania pęknięć gorących krystalizacyjnych oraz mikropęknięć. sposobem na wyeliminowanie lub znaczne ograniczenie skłonności do występowania pęknięć krystalizacyjnych jest precyzyjna kontrola składu chemicznego materiału spoiny, w celu uzyskania odpowiedniego tablica i. typowe właściwości mechaniczne stopiwa drutów metrode er316lcf oraz supermig 316lsi table i. representative mechanical properties from all-weld metal joints using gas shielded processes and 316lcf wire metoda spawania gtaw gmaw materiał dodatkowy metrode er316lcf (er316l/w 19 12 3 l) supermig 316lsi (er316lsi, w 19 12 3 lsi) gaz osłonowy ar ar+2%o2 rm, mpa 605 559 r0,2, mpa 466 413 wydłużenie: a4, % a5, % 41 37 50 47 przewężenie z, % 62 73 temp. –196oc: praca łamania, j le, mm 105 1,17 43 0,58 rys. 10. zależność pomiędzy rozszerzeniem poprzecznym le i udziałem objętościowym ferrytu w spoinie fn (temperatura badania –196oc). wyniki dla elektrody metrode ultramet 308 lcf (cf – controlled ferrite) na tle typowych elektrod 308l-16/17 fig. 10. lateral expansion le vs ferrite number fn for 308l smaw electrodes at -196oc. note the superiority of ultramet 308lcf, a specially designed rutile electrode, compared with conventional rutile e308l-16/17 types. 9przegląd spawalnictwa 11/2012 stosunku creq/nieq: pierwiastków ferrytotwórczych reprezentowanych przez ekwiwalent chromu creq do pierwiastków austenitotwórczych reprezentowanych przez ekwiwalent niklu nieq. w celu określenia pożądanego składu chemicznego, dla którego odporność na pękanie krystalizacyjne wyraźnie wzrasta, stosuje się diagram suutala (rys. 11). obszar wyraźnie większej odporności na pęknięcia krystalizacyjne leży po prawej stronie linii odpowiadającej wartości współczynnika (creq/nieq) = 1,5. w grupie elektrod ultramet 308lcf i ultramet 316lcf o kontrolowanym udziale ferrytu δ nie zaobserwowano problemu pęknięć krystalizacyjnych, czy mikropęknięć, co oczywiście wiąże się z odpowiednią kontrolą składu chemicznego – na rysunku 11 obszar zaznaczony prostokątem. poprzez kontrolę udziału ferrytu w zakresie 2÷5fn oraz równoczesne utrzymywanie współczynnika creq/nieq na odpowiednim poziomie w celu wyeliminowania potencjalnego ryzyka pęknięć gorących, skład chemiczny stopiwa elektrod ultramet 308lcf oraz ultramet 316lcf utrzymywany jest w bardzo wąskim zakresie. w tablicy ii pokazano skład chemiczny stopiwa przykładowych partii elektrod ultramet 308lcf oraz ultramet 316lcf. rodzaj otuliny dla materiałów niskowęglowych i niskostopowych typu c-mn powszechnie znana jest reguła, że najlepsze wyniki udarności uzyskuje się, stosując elektrody w otulinie zasadowej typu „b”. zależność ta nie jest tak oczywista w grupie materiałów austenitycznych cr-ni (308), czy cr-ni-mo (316), chociaż wieloletnie doświadczenia wskazują na nieznacznie wyższe poziomy udarności dla elektrod w otulinie zasadowej typu e 3xx-15 w porównaniu do elektrod rutylowych e3xx16/17 [9÷11], co zostało przedstawione na rysunku 12. wyniki wskazują nieznacznie wyższe wartości udarności dla elektrod w otulinie zasadowej e316-15 w porównaniu do elektrod rutylowych e316-16/17. z drugiej jednak strony można zaobserwować, że samo zastosowanie elektrod w otulinie zasadowej e316l-15 nie daje gwarancji uzyskania minimalnej plastyczności przełomu stopiwa na poziomie le ≥ 0,38 mm. zatem w grupie materiałów kriogenicznych nieodzowne jest kontrolowanie zarówno udziału objętościowego ferrytu δ w materiale spoiny, jak również składu chemicznego w celu uzyskania odpowiedniego wskaźnika creq/nieq. rodzaj otuliny nie odgrywa w tym wypadku znaczącej roli. w rodzinie materiałów o kontrolowanym udziale ferrytu cf firma metrode oferuje zarówno elektrody w otulinie rutylowej, jak i zasadowej. najczęściej stosowane elektrody ultramet 308lcf i 316lcf dzięki rutylowemu charakterowi otuliny charakteryzują się bardzo dobrymi właściwościami spawalniczymi przy jednoczesnym spełnieniu wymagań w zakresie udarności, co zostało pokazane na rysunku 12. elektrody zasadowe ultramet b308lcf (e308l-15) oraz ultramet b316lcf (e308l-15) wykorzystywane są jedynie do wykonywania najbardziej wymagających złączy w pozycjach wymuszonych. w tablicy iii pokazano typowe właściwości mechaniczne stopiwa elektrod ultramet 308/316lcf. dla każdej partii produkowanych elektrod wykonywane są testy udarności charpy-v w temperaturze –196oc z uwzględnieniem kryterium le ≥ 0,38 mm. rys. 11. diagram suutala z zaznaczonym obszarem składu chemicznego typowym dla elektrody metrode ultramet 308lcf [7]. obszar odporny na pęknięcia krystalizacyjne znajduje się po prawej stronie linii odpowiadającej (creq/nieq) = 1,5 fig. 11. suutala diagram [7] with the ultramet 308lcf smaw electrode composition range superimposed. the ultramet 308lcf composition range is well in the “no cracking” region of the suutala diagram tablica ii. skład chemiczny wybranych partii elektrod ultramet 308lcf oraz 316lcf table ii. deposit analysis from representative batches of ultramet 308lcf and ul-tramet 316lcf skład chemiczny elektrod c % mn % si % s % p % cr % ni % mo % cu % n % o % ultramet 308lcf 0,023 0,77 0,58 0,014 0,022 18,9 9,6 0,04 0,04 0,112 0,064 ultramet 316lcf 0,021 0,81 0,61 0,012 0,022 17,3 11,4 2,23 0,04 – – rys. 12. zależność pomiędzy wielkością rozszerzenia poprzecznego le w temperaturze –196oc a rodzajem otuliny elektrod 316l fig. 12. all-weld metal impact properties at –196oc for 316l smaw electrodes showing the effect of different coating types 10 przegląd spawalnictwa 11/2012 wpływ parametrów spawania na udarność stopiwa w grupie materiałów austenitycznych powszechnie znany jest korzystny wpływ większej energii liniowej spawania (przy mniejszej liczbie ściegów) na poziom udarności złączy spawanych [12÷13], co zostało niezależnie potwierdzone w laboratoriach metrode przez serię testów przeprowadzonych dla różnych poziomów energii liniowej spawania od 1,0 do 2,7 kj/mm. wyniki tych badań zostały zestawione w tablicy iv. jak dotąd nie rozpoznano przyczyn korzystnego wpływu większej energii liniowej na poziom udarności, niemniej jednak wielu badaczy wiąże to z faktem mniejszych naprężeń powstających w przypadku mniejszej liczby grubszych ściegów. trzeba wyraźnie zaznaczyć, że przepisy norm europejskich czy amerykańskich nie pozwalają na stosowanie zbyt wysokich energii liniowych do spawania stali austenitycznych elementów urządzeń czy instalacji pracujących w środowisku korozyjnym. ograniczenie to związane jest z niekorzystnym wpływem tablica iii. typowe właściwości mechaniczne stopiwa elektrod ultramet 308/316 lcf table iii. representative mechanical properties from all-weld metal joints using ul-tramet 308lcf and ultramet 316lcf materiał dodatkowy ultramet 308lcf ultramet 316lcf oznaczenie wg aws a5.4 e308l-16 e316l-16 oznaczenie wg en 1600 e 19 9 l r 32 e 19 12 3 lr 32 rm, mpa 583 565 r0,2, mpa 452 461 wydłużenie: a4, % a5, % 52,5 47,0 51,5 46,5 przewężenie z, % 52 63 temp. –196oc: praca łamania, j le, mm 32 0,49 33 0,46 tablica iv. wpływ energii spawania (liczby ściegów) na udarność złącza wykonanego łukiem krytym drutem 316l przy topniku ssb. grubość blachy 22 mm table iv. effect of heat input/numbers of runs on impact properties of 316l saw produced with the same batch of wire and ssb flux in 22mm thick plate energia liniowa kj/mm* liczba ściegów liczba ferrytowa fn udarność w temperaturze –196oc kv, j le, mm 1,0 27 5 28 0,30 1,8 17 7 34 0,42 2,7 10 7 46 0,48 * stałe parametry prądowo-napięciowe i = 300 a, u = 30 v przy zmiennej prędkości spawania. podsumowanie próba udarności charpy’ego przez mierzoną wielkość pracy łamania kv (ku) obrazuje zdolność materiałów konstrukcyjnych i złączy spawanych do absorpcji energii dynamicznej w obecności karbów zewnętrznych oraz przez ocenę udziału przełomu plastycznego na przekroju złamanej próbki sfa (shear fracture area) i wielkość rozszerzenia poprzecznego le (lateral expansion) zdolność samohamowania powstałych pęknięć. niedawno opublikowana norma en iso 148 formalizuje stosowanie wskaźników sfa i le również na obszarze europy. wskaźnik rozszerzenia poprzecznego le jest użytecznym miernikiem ciągliwości przełomu w materiałach, w których sama ocena sfa nie jest wystarczająca i dokładna, np. w stalach austenitycznych i dupleks. zaprojektowana przez metrode rodzina austenitycznych materiałów spawalniczych o kontrolowanym udziale ferrytu δ w spoinie typu 308lcf i 316lcf, przeznaczona do zastosowań kriogenicznych, spełnia w temperaturze –196oc i wyższych wymagania asme dotyczące wielkości kv oraz le gwarantujących odporność na pękanie w warunkach obciążeń dynamicznych. w przypadku eksploatacji złączy spawanych w mediach niekorozyjnych dopuszczalne jest spawanie materiałów austenitycznych z zastosowaniem wysokiej wartości energii liniowej spawania, wpływającej w tych materiałach na wzrost plastyczności złączy spawanych. wysokiej energii spawania na późniejsze właściwości korozyjne złączy spawanych. skroplony gaz ziemny nie wykazuje praktycznie właściwości korozyjnych, dlatego w przypadku aplikacji lng nie obserwuje się negatywnego wpływu wysokiej energii spawania (na poziomie ok. 2,5 kj/mm) na właściwości korozyjne złączy. dlatego stosowanie wyższych energii spawania do tego rodzaju aplikacji jest dopuszczalne. oczywiście dobór parametrów, tym samym energii liniowej spawania, powinien być uzależniony od rodzaju i grubości spawanego złącza. testy prowadzone przez niektórych badaczy potwierdzają brak niekorzystnego wpływu na właściwości mechaniczne złączy spawanych przy zastosowaniu znacznych energii liniowych do 2,9 kj/mm oraz przy stosunkowo wysokiej temperaturze międzyściegowej, sięgającej nawet do 300oc [14]. korzystny wpływ wyższej energii liniowej może być również wykorzystywany w przypadku spawania ręcznego elektrodami otulonymi. zastosowanie większych średnic elektrod i tym samym większych prądów i energii spawania skutkuje lepszą udarnością spoin. poza tym zastosowanie większych średnic, obok korzyści związanych z poziomem udarności, dzięki większej wydajności pozwala na skrócenie czasu spawania złącza. 11przegląd spawalnictwa 11/2012 literatura [1] tasak e., ziewiec a.: spawalność materiałów konstrukcyjnych. tom 1 – spawalność stali, kraków, 2009. [2] tasak e.: spawalność stali, wyd. fotobit, kraków 2002. [3] stankiewicz m., ziółkowski e.: porównanie wyników badań udarności stali konstrukcyjnych określonych w oparciu o normy pn en 10045-1 i astm e23, dozór techniczny, nr 3/1997. [4] manahan m. jr., mccowan c.n., manahan m.p. sr.: percent area determination in charpy impact testing, journal of astm international, january, 2008. [5] wiesner c.s.: toughness requirements for duplex and super duplex stainless steels, duplex stainless steels‚ 97, proceedings of the 5th world conference, maastricht, the netherlands, 21-23 october 1997, book 2, p. 979-990, zutphen, kci publishing, 1997. [6] honeycombe j., barlow j. a., gooch t.g.: welding austenitic steel and high completion rate processes: submerged arc welding, twi research report 155/1981, august, 1981. [7] asme iii, division 1, subsection nb „rules for construction of nuclear power plant components”, paragraph nb2433.2. [8] api recommended practice 582 „welding guidelines for the chemical, oil and gas industries” 1st edition, march 2001. [9] siewart t. a.: predicting the toughness of sma austenitic stainless steel welds at 77k, welding journal, march 1986, s. 23-28. [10] szumachowski e.r. & reid h.f. : cryogenic toughness of sma austenitic stainless steel weld metal: part i, role of ferrite, welding journal 58 (11), nov. 1978, research supplement, s. 325-333. [11] szumachowski e.r. & reid h.f. : cryogenic toughness of sma austenitic stainless steel weld metal: part ii, role of nitrogen”, welding journal, 58 (2), feb. 1979, research supplement, s. 34-44. [12] karlsson l. et al.: low temperature properties of weld metals for cryogenic applications, international conference on application of stainless steel, 9-11th june 1992, stockholm. [13] gowrisakar i. et al.: effect of number of passes on the structure and properties of submerged arc welds of aisi type 316l stainless steel, welding jurnal, 1987, may, s. 147-154s. [14] ginn b.j. & davet t.g.: effects of interpass temperature when welding austenitic stainless steel, met. construction, 1983, dec., s. 745-752. [15] en 10045 metallic materials – charpy impact test. [16] astm e23 standard test methods for notched bar impact testing of metallic materials. [17] en iso 148 metallic materials – charpy pendulum impact test. nr 9 2014 lr.pdf 34 przegląd spawalnictwa 9/2014 wstęp powłoki cynkowe są powszechnie stosowane w celu ochrony wyrobów zwykle ze stali konstrukcyjnej przed korozją. należą one do grupy powłok anodowych, czyli wykonanych z metalu o niższym potencjale elektrochemicznym od metalu chronionego. zapewniają ochronę katodową, pełniąc rolę protektora. w sytuacji pojawienia się nieszczelności powłoki, żelazo w podłożu pełni rolę katody, a cynk anody. rezultatem jest korozja cynku, czyli samej powłoki. wówczas efekt korozji cynku pokrywa powierzchniową szczelinę w powłoce [1÷4]. spośród dostępnych metod nanoszenia powłok cynkowych wyróżnić można cynkowanie zanurzeniowe, galwaniczne, natryskowe i proszkowe [1, 4, 5]. powłoki naniesione metodą galwaniczną i proszkową cechują się małą grubością, sięgającą do ok. 30 µm, stąd marcin winnicki mateusz piątek tomasz piwowarczyk małgorzata rutkowska-gorczyca andrzej ambroziak porównanie odporności na korozję powłok cynkowych naniesionych różnymi metodami corrosion resistance comparison of zinc coatings  deposited by various methods streszczenie w artykule przedstawiono zagadnienie odporności na korozję powłok cynkowych naniesionych na podłoże ze stali s235jr metodą natryskową (lpcs) oraz zanurzeniową (ogniową). wykonane powłoki miały grubość odpowiednio 500 µm i 100 µm. badano odporność na korozję chemiczną, poddając próbki testom kesternicha – w komorze klimatycznej z so2, oraz w komorze solnej – stosując cykliczny natrysk roztworem soli nacl. dobrane testy pozwoliły odzwierciedlić rzeczywiste warunki pracy powłok podczas eksploatacji. przeprowadzona analiza wykazała bardzo zadowalające wyniki dla powłok naniesionych metodą lpcs. po kilkunastu cyklach, o łącznym czasie 912 h, próbki wykazują niewielkie oznaki korozji. powłoki naniesione zanurzeniowo, ze względu na sposób ich nakładania oraz mniejszą grubość, wykazują znaczne ubytki korozyjne. słowa kluczowe: powłoka cynkowa, korozja, komora solna, test kesternicha abstract the paper presents corrosion resistance of zinc coatings deposited onto s235jr steel substrate by low pressure cold spraying (lpcs) and hot-dip galvanized methods. thickness of built coatings was 500 µm and 100 µm, respectively. coatings chemical corrosion resistance was examined with kesternich test and cyclic salt spray chamber test, where samples were put to the tests at climatic chambers with so2 and nacl atmosphere, respectively. both tests were chosen adequately to reflect coatings true work conditions while operating. performed research gave satisfactory results of lpcs coatings. after 18 cycles and total time of 912 hours samples shows little signs of corrosion. hot-dip galvanized coatings, due to the method of depositing and lower thickness, shows considerable corrosion losses. keywords: zinc coating, corrosion, salt spray chamber, kesternich test mgr inż. marcin winnicki; inż. mateusz piątek; dr inż. tomasz piwowarczyk; dr inż. małgorzata rutkowska-gorczyca; prof. dr hab. inż. andrzej ambroziak – politechnika wrocławska. autor korespondencyjny/corresponding author: marcin.winnicki@pwr.wroc.pl 35przegląd spawalnictwa 9/2014 zalecane są do zastosowania w mniej agresywnych środowiskach [1, 5]. grubsze powłoki, przekraczające 100 µm, można uzyskać metodą zanurzeniową i natryskową. cynkowanie zanurzeniowe, zwane również ogniowym, polega na zanurzeniu elementu w wannie z ciekłym cynkiem. roztopiony cynk zaczyna reagować z żelazem zawartym w stali w temperaturze ok. 450 °c i dochodzi do wydzielenia kilku międzymetalicznych warstw stopowych. w celu zwiększenia grubości powłoki istnieje możliwość podwyższenia temperatury do ok. 500 °c. po kilku minutach kąpieli na elemencie stalowym wytwarza się powłoka cynkowa, której mikrostruktura i właściwości zależą od parametrów procesu (czasu i temperatury kąpieli), składu chemicznego stali i kąpieli oraz topografii powierzchni i grubości elementu powlekanego. czas kąpieli zależy również od wielkości elementów i wynosi od kilku minut dla stosunkowo lekkich wyrobów, do nawet kilkudziesięciu dla ciężkich elementów konstrukcyjnych [5]. technologia ta umożliwia dotarcie cynku do każdej szczeliny na powierzchni powlekanego elementu [1, 4÷6]. cynkowanie natryskowe obejmuje wykonanie powłok metodami natryskiwania cieplnego, płomieniowego, łukowego bądź natryskiwania na zimno. przy natryskiwaniu płomieniowym oraz łukowym uzyskane warstwy cechują się dużą porowatością oraz utlenieniem, co zmniejsza ich właściwości ochrony przed korozją, a przez to potencjał aplikacyjny [7]. najnowszą oraz bardzo atrakcyjną pod względem zastosowań antykorozyjnych jest metoda natryskiwania na zimno (ang. cold spraying). jedną z dwóch odmian tej metody jest metoda niskociśnieniowego natryskiwania na zimno (ang. low pressure cold spraying – lpcs). w metodzie tej sprężony gaz roboczy (powietrze lub azot) jest podgrzewany do temperatury w przedziale 200÷650 °c oraz przyspieszany do prędkości naddźwiękowych podczas przepływu przez zbieżno-rozbieżną dyszę de lavala. cząstki proszku o granulacji < 50 µm wprowadzane są w części rozbieżnej dyszy, gdzie zyskują prędkość od przepływającego gazu w wyniku działania siły oporu. w wyniku wysokiej energii kinetycznej cząstki odkształcają się plastycznie w momencie kontaktu z podłożem i dochodzi do połączenia mechanicznego oraz metalurgicznego. podczas procesu natryskiwania temperatura proszku jest znacznie niższa od temperatury topnienia cynku, w związku z czym powłoka jest budowana w stanie stałym. w celu zwiększenia gęstości, przyczepności oraz zmniejszenia porowatości powłoki do proszku metalu często dodaje się ceramikę, co pozwala uzyskać powłokę cermetalową [8÷11]. badania korozyjne w kontrolowanych warunkach wilgotności i cyklicznego natrysku roztworem soli wykazują lepszą korelację z rzeczywistymi warunkami eksploatacyjnymi, w których występuje bardzo duże oddziaływanie jonów chlorkowych, niż metody wykorzystujące natrysk solny ciągły. badania korozyjne symulujące korozję atmosferyczną prowadzi się cyklicznie, uwzględniając fazę mokrą oraz fazę o zmiennej wilgotności, zgodnie z pn-en iso 16701-2010p. w fazie mokrej badany obiekt poddaje się kilkakrotnie natryskowi wodnym roztworem soli, a następnie pozostawia przez pewien czas bez natrysku, podczas którego wilgoć pozostaje na badanym obiekcie. obiekt podlega więc przedłużonej ekspozycji w warunkach wilgoci. natomiast w fazie o kontrolowanej cyklicznej wilgotności badany obiekt jest na przemian poddawany działaniu środowiska bardzo wilgotnego i bardzo suchego. obie fazy powtarzane są cyklicznie odpowiednią liczbę razy. w celu symulacji atmosfery przemysłowej i miejskiej stosuje się natomiast próbę z dwutlenkiem siarki z ogólną kondensacją wilgoci, powszechnie znaną jako test kesternicha. próba polega na wytworzeniu sztucznej atmosfery, która zawiera so2 oraz opcjonalnie co2, zgodnie z pn-en iso 6988-2000p. stąd test kesternicha pozwala uzyskać najlepsze przybliżenie do rezultatów osiąganych wtedy, kiedy badany obiekt poddany jest oddziaływaniu siarki w naturalnej atmosferze. celem badań była ocena odporności na korozję powłok cynkowych naniesionych metodą zanurzeniową oraz natryskową lpcs na podłoże stalowe. zasymulowano warunki naturalne, wykonując próby w komorze solnej oraz test kesternicha. porównano stan powierzchni powłok, wyznaczono procentową ilość zmian powierzchniowych oraz przeprowadzono analizę mikrostruktury, gdzie oceniono ubytek materiału powłoki, powstałe ogniska korozji oraz strefę międzymetaliczną przy podłożu. metodyka badań powłoki cynkowe zostały wykonane na próbkach o wymiarach 3x25x100 mm ze stali konstrukcyjnej s235jr o następującym składzie chemicznym (wg pn-en 10025:2002, % wag.): 0,2% c (max), 1,4% mn (max), 0,045% p, 0,045% s, 0,009% n. przygotowanie próbek do cynkowania zanurzeniowego polegało na odtłuszczaniu za pomocą roztworu alkalicznego, a następnie trawieniu przez 5 min w roztworze kwasu solnego. topnikowanie przeprowadzono w roztworze wodnym 500 g/l chlorku cynku i chlorku amonu (25/75% wag. zncl2/nh4cl) w temperaturze 80 °c, po czym następowało suszenie w suszarce przez 30 min w 70 °c. następnie próbki zanurzono w kąpieli cynkowej nasyconej fe, w temperaturze 470 °c na 5 min. do procesu natryskiwania metodą lpcs próbki były odtłuszczone oraz piaskowane korundem o granulacji 800 µm przy ciśnieniu 6 barów. warstwy natryskiwane były przy wykorzystaniu niskociśnieniowego urządzenia dymet 413, wyposażonego w palnik z wewnętrznie wbudowaną nagrzewnicą oraz dyszą de lavala o wyjściowej średnicy ø5 mm. palnik był przymocowany do manipulatora pracującego w 3 osiach: x, y i z. podczas procesu wykorzystano powietrze podgrzane 36 przegląd spawalnictwa 9/2014 do 400 °c przy ciśnieniu 9 barów. pozostałe parametry procesu: masowe natężenie podawania proszku 40 g/min (a), posuw palnika 10 mm/s (b), odległość dyszy od podłoża 15 mm (c). wykorzystano mieszankę proszkową zn + al2o3 o granulacji -50+10 μm. przed przystąpieniem do badań korozyjności próbki natryskiwane były poddane obróbce ubytkowej w celu splanowania powierzchni. wszystkie powłoki zostały poddane analizie topografii powierzchni w celu określenia chropowatości i falistości. wykorzystano do tego profilografometr form talysurf 120l. głowica pomiarowa była wyposażona w stożek diamentowy o kącie 60° oraz promieniu r = 2 μm. test odporności na korozję w komorze solnej z cyklicznym natryskiem soli przeprowadzono zgodnie z pn-en iso 16701-2010p. w pierwszej, mokrej fazie testu próbki podlegają ciągłemu natryskowi wodnego roztworu 5% nacl zakwaszonego do ph 4,2 w temperaturze 35 °c. druga faza polega na oddziaływaniu atmosfery o wilgotności zawartej między 95% rh a 50% rh w stałej temperaturze 35 °c. obie fazy trwają po 12 h i wykonuje się je naprzemiennie. w badaniach po zakończeniu danej fazy próbki przebywały kolejne 12 h w warunkach otoczenia o średniej temperaturze 22 °c oraz wilgotności 55% rh. test kesternicha przeprowadzono zgodnie z pn-en iso 6988-2000p. próba również składa się z dwóch cykli. w pierwszym, trwającym 8 h, obiekty znajdują się w zamkniętej komorze klimatycznej o pojemności 300 l, gdzie wprowadza się 2 l so2 przy wilgotności 100% rh oraz temperaturze 40 °c. w drugim cyklu, który trwa 16 h, komora jest otwarta, a próbki są wystawione na działanie temperatury otoczenia 22 °c. w obu testach ostatecznie wykonano 18 cykli, o łącznym czasie próby 912 h. próbki po próbach korozyjności były analizowane przy wykorzystaniu mikroskopu świetlnego nikon eclipse ma 200, za pomocą programu nis elements br. zgłady przygotowano przez przecięcie próbki 15 mm od dolnej krawędzi. po wykonaniu przekroju próbki były polerowane pastą zawierającą al2o3 oraz trawione roztworem 5% nitalu. wyniki i dyskusja wyniki pomiarów chropowatości i falistości powierzchni powłok zostały przedstawione w tablicy i. powłoki naniesione metodą natryskową (zn + al2o3) w wyniku obróbki mechanicznej wykazywały małą chropowatość i falistość. powłoki cynkowe nanoszone ogniowo nie wymagają po procesie technologicznym dodatkowej obróbki. średnia grubość powłok zn wynosiła 88 µm, natomiast powłok zn + al2o3 520 µm. mikrostrukturę obu powłok przed testem korozyjności przedstawiono na rysunku 1. w powłoce naniesionej zanurzeniowo, w wyniku dyfuzji żelaza ze stali, wydzieliło się podczas procesu kilka faz zn-fe, począwszy od podłoża: faza gamma (γ) o średniej grubości < 1 µm zawierająca 18÷31% fe, faza delta (δ) o średniej grubości 20 µm zawierająca 8,1÷13,2% fe, faza zeta (ζ) o średniej grubości 40 µm zawierająca 5,9÷7,1% fe oraz faza eta (η) o średniej grubości 27 µm zawierająca 100% zn [6, 12] (rys. 1a). powłoka zn + al2o3 naniesiona była w stanie stałym, stąd nie wydzieliły się inne fazy, a ciemniejsze obszary widoczne na rysunku 1b to korund. powłoka chropowatość, µm falistość, µm ra σ rt σ wa σ wt σ zn 0,85 0,02 28,34 3,29 37,71 2,05 270,84 15,27 zn + al2o3 0,18 0,06 10,94 5,24 21,49 5,48 96,45 20,98 tablica i. wyniki pomiarów chropowatości i falistości powierzchni powłok table i. results of roughness and waviness measurements of coatings surfaces rys. 1. mikrostruktura powłok przed testem korozyjnym: a) zn, b) zn + al2o3 fig. 1. microstructure of coatings before corrosion test: a) zn, b) zn + al2o3 a) b) warstwa γ → stal zn δ ζ η stal al2o3 → zn → zn+al2o3 37przegląd spawalnictwa 9/2014 widok próbki ocynkowanej zanurzeniowo przed testem korozyjnym, jak również po 1 i 18 cyklach w komorze nacl oraz so2 przedstawiono na rysunku 2. natomiast widok powłoki zn + al2o3 naniesionej natryskowo przed testem korozyjnym oraz po 1 i 18 cyklach w komorze nacl oraz so2 przedstawiono na rysunku 3. test w komorze klimatycznej z nacl w obu przypadkach (próbka zn oraz zn + al2o3) nie wykazał większych zmian powierzchniowych. można zaobserwować, że już po 1 cyklu (rys. 2b i 3b) na powierzchniach próbek powstawały obszary białego nalotu, które po kolejnych 17 cyklach (rys. 2c i 3c) rozrosły się. w atmosferze morskiej, którą test chlorkiem sodu imituje, tworzą się głównie hydroksychlorki cynku 4zn(oh)2•zncl2 i 6zn(oh)2•zncl2, powodujące bardzo intensywną korozję metalu [13]. test korozyjności w komorze klimatycznej z so2 po 1 cyklu dla obu próbek wykazał również niewielkie zmiany rys. 2. próbki z powłoką zn naniesione zanurzeniowo: a) po ocynkowaniu, b) po 1 cyklu w komorze nacl, c) po 18 cyklach w komorze nacl, d) po 1 cyklu w komorze z so2, e) po 18 cyklach w komorze z so2 fig. 2. samples with zn coating deposited by hot-dip galvanized method: a) as-coated, b) after 1 cycle at nacl chamber, c) after 18 cycles at nacl chamber, d) after 1 cycle at so2 chamber, e) after 18 cycles at so2 chamber rys. 3. próbki z powłoką zn + al2o3 naniesione natryskowo metodą lpcs: a) po obróbce ubytkowej, b) po 1 cyklu w komorze nacl, c) po 18 cyklach w komorze nacl, d) po 1 cyklu w komorze z so2, e) po 18 cyklach w komorze z so2 fig. 3. samples with zn + al2o3 coating deposited by lpcs method: a) after machining, b) after 1 cycle at nacl chamber, c) after 18 cycles at nacl chamber, d) after 1 cycle at so2 chamber, e) after 18 cycles at so2 chamber powierzchniowe (rys. 2d i 3d). na rysunku 2d widoczne są obszary na powierzchni powłoki zn, które mogą być błędnie interpretowane jako korozja stali, są to jednak związki siarki wydzielone po teście w komorze so2. po 11 cyklach w próbce ocynkowanej zanurzeniowo stwierdzono wyraźne makroskopowe przejawy korozji, na skutek której doszło do uszkodzenia powłoki aż do odsłonięcia stalowego podłoża. po 18 cyklach ok. 40% powierzchni wykazuje korozję stali (rys. 2e). widać również odbarwienia świadczące o korozji samego cynku. w przypadku powłok zn + al2o3 wierzchnia część pokryła się jednolitą warstwą, którą jest najprawdopodobniej cynk-patyna. w skład cynk-patyny wchodzą związki nierozpuszczalne w wodzie, takie jak: tlenek cynku zno, smitsonit znco3 oraz hydrocynkit zn5(co3)2(oh)6. przebywając w atmosferze so2, cynk-patyna może zawierać dodatkowo w swoim składzie hydroksysiarczan cynku znso4•4zn(oh)2 oraz siarczan cynku znso4•7h2o [13]. 15 mm miejsce analizy mikrostruktury miejsce uszkodzenia powłoki sięgające podłoża miejsce analizy mikrostruktury 15 mm a) b) b)a) c) d) e) c) d) e) 38 przegląd spawalnictwa 9/2014 próbki natryskiwane przed poddaniem testom korozyjności były zabezpieczane na dłuższych krawędziach lakierem. krótsze krawędzie pozostały niezabezpieczone. po teście korozji w komorze solnej zaobserwowano na nich rozwarstwienie, które najprawdopodobniej jest wynikiem korozji naprężeniowej (rys. 4a). pomimo wystąpienia naprężeń ściskających w obszarze kontaktu warstwy naniesionej metodą lpcs z podłożem, obecność w środowisku jonów cldoprowadziła do wzrostu siły elektromotorycznej ogniwa korozyjnego w tym obszarze. korozja doprowadziła do rozwarstwienia, w wyniku którego pęknięcie przebiegało w głąb materiału, równolegle do dłuższych krawędzi (rys. 5÷7). w przypadku próbek ocynkowanych zanurzeniowo powłoka obejmowała całą powierzchnię stali, stąd nie było potrzeby zabezpieczania krawędzi. jednak w wyniku intensywnego oddziaływania chlorków można zaobserwować lokalne zmiany na krawędziach próbki (rys. 4b). w tych miejscach wystąpiła korozja wżerowa [14]. rys. 4. korozja na krawędziach próbki po teście w komorze solnej: a) powłoka zn + al2o3, b) powłoka zn fig. 4. corrosion on the edge of samples after cyclic salt spray chamber test: a) zn + al2o3 coating, b) zn coating a) b) rys. 5. mikrostruktura trawionej powłoki zn + al2o3 po teście w komorze z nacl ze zmianami korozyjnymi a), powiększenie zaznaczonego obszaru; 1 – ogniska korozji galwanicznej, 2 – zmiany korozyjne w intensywnej strefie zgniotu cząstek zn, 3 – pęknięcie w powłoce wywołane korozją naprężeniową b) fig. 5. microstructure of etched zn + al2o3 coating with corrosion transition after corrosion test at nacl chamber a), the magnification of marked region; b) 1 – galvanic corrosion centers, 2 – corrosion transitions at zn particles intensive work hardening region, 3 – fracture inside coating caused by stress corrosion b) rys. 6. mikrostruktura trawionej powłoki zn + al2o3 po teście w komorze z so2, z widoczną mikroszczeliną a), powiększenie zaznaczonego obszaru b) fig. 6. microstructure of etched zn + al2o3 coating with visible microcrack after corrosion test at so2 chamber a), the magnification of marked region b) 2 1 3 a) b) korozja stali rozwarstwienie w części niezabezpieczonej farba olejna zabezpieczająca krawędź ogniska korozji podłoża a) b) 39przegląd spawalnictwa 9/2014 po przeprowadzonych badaniach w rozpylonej solance próbek z powłoką zn+al2o3, w wyniku obecności jonów cldoszło do korozji galwanicznej oraz naprężeniowej. korozja była zapoczątkowana na niezabezpieczonej krawędzi próbki i postępowała w głąb materiału powłoki. w mikrostrukturze tych próbek można zaobserwować dwa zasadnicze obszary korozyjne. pierwszy z obszarów, występujący przy podłożu w strefie granicznej, zawiera punktowe ogniska korozyjne wywołane korozją galwaniczną i jest widoczny po stronie cynku (rys. 5a). w wyniku wzrostu różnicy potencjałów w środowisku jonów chlorkowych powstało ogniwo galwaniczne. cynk jest materiałem o niższym potencjale elektrochemicznym od stali, stąd podlega korozji w pierwszej kolejności. maksymalne odnalezione ogniska w tym obszarze miały wymiary 17x65 µm. w drugim obszarze, mającym miejsce w intensywnej strefie zgniotu cząstek cynku, na wysokości ok. 50 µm od podłoża w głąb warstwy, doszło do korozji naprężeniowej. powłokom natryskiwanym cieplnie zawsze towarzyszą naprężenia wewnętrzne [7÷9]. w metodzie lpcs w powłoce występują naprężenia ściskające, jednak przy podłożu, na grubości do 100 µm [8] pojawiają się naprężenia rozciągające. właśnie w tej strefie doszło do korozji naprężeniowej, która została zapoczątkowana na niezabezpieczonej krawędzi próbki, w wyniku obecności chlorków. następnie postępowała wzdłuż granic ziaren w głąb powłoki, w strefie intensywnego zgniotu [14]. zaobserwowano dodatkowo propagację pęknięcia na skutek korozji, postępującą w kierunku powierzchni zewnętrznej powłoki (rys. 5b). powstała szczelina biegnie przez połowę szerokości powłoki i kończy się na wysokości 326 µm, licząc od materiału podłoża. stwierdzono, że zmiany korozyjne w strukturze materiału powłoki w okolicach pęknięcia rosną wraz z grubością szczeliny. nie dostrzeżono zmian korozyjnych w podłożu. powłoki zn + al2o3 po teście w środowisku tlenku siarki wykazują podobne zmiany korozyjne próbek, jak po teście w rozpylonej mgle solnej. zauważyć jednak należy, że szczelina powstała na skutek działania korozji naprężeniowej jest znacznie węższa niż w poprzednim przypadku (rys. 6). zarówno w teście kesternicha, jak i w mgle solnej, nie odnotowano ubytku w grubości powłoki, jak i zmian korozyjnych w podłożu. próbki z cynkową powłoką naniesioną zanurzeniowo wykazują dużo większe zniszczenia korozyjne w porównaniu do próbek naniesionych metodą lpcs po teście w mgle solnej. stwierdzono brak fazy eta w powłoce, a także znaczne rozpuszczenie fazy zeta. całkowita grubość powłoki po teście to ok. 41,5 µm (rys. 7a). zaobserwowano także całkowite rozpuszczenie fazy gamma (rys. 7b). grubość szczeliny między powłoką a podłożem wynosi średnio 2,1 µm. najmniej skorodowana faza delta wykazuje liczne mikroszczeliny i ogniska korozji. w przypadku próbek po teście w środowisku dwutlenku siarki stwierdzono miejscową nieciągłość powłoki (rys. 8). pozostałe obszary powłoki także wykazują całkowite rozpuszczenie fazy eta oraz gamma, oraz silnie skorodowaną fazę zeta. grubość powłoki wynosi zaledwie 47 µm. rys. 7. mikrostruktura trawionej powłoki zn po teście w komorze nacl, obszar z rozpuszczoną korozyjnie fazą eta oraz zmianami korozyjnymi w strefie granicznej a); powiększenie zaznaczonego obszaru b) fig. 7. microstructure of etched zn coating after corrosion test at nacl chamber, the region with dissolved by corrosion eta phase and corrosion transitions at boundary zone a); the magnification of marked region b) a) b) brak fazy eta zn rys. 8. mikrostruktura trawionej powłoki zn po teście w komorze z so2, lokalnie rozpuszczona cała powłoka na skutek korozji a), powłoka z silnie rozpuszczoną fazą eta i zeta b) fig. 8. microstructure of etched zn coating after corrosion test at so2 chamber, locally dissolved by corrosion whole coating a), coating with strongly corrosion dissolved eta and zeta phases b) a) b) 40 przegląd spawalnictwa 9/2014 wnioski na podstawie przeprowadzonych badań wysunięto następujące wnioski: – powłoki naniesione metodą lpcs nie wykazują ubytku w grubości. dla próbek cynkowanych zanurzeniowo odnotowano znaczne zmiany w grubości powłoki, z 88 µm na 41,5 µm, co daje 46,5 µm ubytku materiału. – na powierzchni powłok zn + al2o3 po testach korozyjnych zauważalne są drobne zmiany w strukturze powierzchni próbki na grubości kilku mikrometrów. – niezabezpieczone krawędzie powłoki zn + al2o3 doprowadziły w teście w komorze solnej do korozji galwanicznej, czego skutkiem było rozwarstwienie i propagacja korozji w głąb próbki. – szczeliny powstałe na skutek działania korozji naprężeniowej postępowały w górę powłoki naniesionej metodą lpcs. – grubość szczelin w powłokach naniesionych metodą lpcs powiększała się na skutek korozyjnego rozpuszczania cynku. – w przypadku wszystkich próbek nie stwierdzono zmian korozyjnych w podłożu. – próbki naniesione metodą lpcs zawierają obszary bez zmian korozyjnych. – powłoki cynkowane zanurzeniowo po teście w komorze nacl wykazują intensywną korozję w różnych fazach. faza eta została zupełnie usunięta, natomiast faza gamma wykazuje lokalne rozpuszczenie. – test w komorze so2 doprowadził do zupełnego rozpuszczenia powłoki zn w wielu miejscach, powodując nieciągłość powłoki. efektem tego była dostrzegalna korozja stali. literatura [1] porter f.: zinc handbook: properties, processing and use in design, marcel dekker inc., new york, 1991. [2] munger ch. g., vincent l. d.: corrosion protection by protective coatings, national association of corrosion engineers, houston, 1999. [3] fontana m. g.: corrosion engineering, tata mcgraw-hill, new york, 2005. [4] żak t., red.: poradnik galwanotechnika, wnt, warszawa, 2002. [5] zhang x. g.: corrosion and electrochemistry of zinc, plenum press, new york, 1996. [6] bicao p., jianhua w., xuping s., zhi l., fucheng y.: effects of zinc bath temperature on the coatings of hot-dip galvanizing, surface & coatings technology, vol. 202, 2008, s. 1785–1788. [7] davis j. r.: handbook of thermal spray technology, asm international, materials park, 2004. [8] champagne v. k.: the cold spray materials deposition process – fundamentals and applications, woodhead publishing limited, cambridge, 2007. [9] maev r. g., leshchynsky v.: introduction to low pressure gas dynamic spray, wiley-vch verlag gmbh & co. kgaa, weinheim, 2008. [10] assadi h., gärtner f., stoltenhoff t., kreye h.: bonding mechanism in cold gas spraying, acta materialia 51 (2003), s. 4379–4394. [11] koivuluoto h., lagerbom j., kylmalahti m., vuoristo p.: microstructure and mechanical properties of low-pressure cold-sprayed (lpcs) coatings, journal of thermal spray technology, vol. 17, 2008, s. 721-727. [12] song g.m., vystavel t., van der pers j.th.m n., de hosson w.g.: sloof, relation between microstructure and adhesion of hot dip galvanized zinc coatings on dual phase steel, acta materialia, vol. 60, 2012, s. 2973–2981. [13] van oeteren k.a.: korrosionsschutz durch beschichtungsstoffe band 1 s. 127, carl hanser verlag munchen, wien, 1980. [14] bala h.: korozja materiałów – teoria i praktyka, wipmifs, częstochowa, 2002. zadanie współfinansowane ze środków unii europejskiej w ramach europejskiego funduszu społecznego 201107_pspaw.pdf 22 przegląd spawalnictwa 7/2011 sławomir krajewski jerzy nowacki mikrostruktura i właściwości stali o wysokiej wytrzymałości ahss microstructure and mechanical properties  of advanced high – strength steels (ahss) mgr inż. sławomir krajewski, prof. dr hab. inż. jerzy nowacki – zachodniopomorski uniwersytet technologiczny w szczecinie. streszczenie przedstawiono nowe stale o wysokiej wytrzymałości ahss na podstawie analizy danych źródłowych. zaprezentowano składy chemiczne i właściwości mechaniczne wybranych gatunków tych stali. stale o wysokiej wytrzymałości coraz częściej używane są w przemyśle motoryzacyjnym oraz w budowie ciężkich maszyn. właściwości mechaniczne i ciągliwość tych stali pozwalają na projektowanie lżejszych i bardziej wytrzymałych konstrukcji o dotąd nieosiągalnych możliwościach. spawalność stali ahss jest dobra. dzięki prostemu składowi chemicznemu i małej liczbie dodatków stopowych możliwość doboru metody i parametrów spawania jest szeroka i dotyczy zarówno zgrzewania, jak i spawania metodami mma, gta i gma. abstract the characteristic of this novel group of steels is done on literature source bases. chemical composition and mechanical properties of representatives of different groups of these steels is presented. advanced high-strength steels are increasingly used in the automotive industry and in the construction of heavy machines. the mechanical properties and toughness of these steel permit to design lighter and high strength structures with previously unattainable possibilities. weldability of these steels is defined as a good. due to a plain chemical composition and small amount of alloying elements, possibility of welding method and parameters selection is large and allow use well known resistance spot welding as well as mma, gta and gma methods. wstęp wyjątkowe właściwości mechaniczne stali o wysokiej wytrzymałości ahss (ahss – advanced high -strength steel) są efektem umocnienia w wyniku przemian fazowych w zakresie temperatur współistnienia ferrytu i przechłodzonego austenitu w warunkach odkształcenia plastycznego lub szybkiego chłodzenia z austenitu w celu utworzenia struktury martenzytycznej. stale ahss stały się szczególnie atrakcyjne w produkcji pojazdów z trzech ważnych powodów: – dużej wytrzymałości na rozciąganie, do 1700 mpa, – dużej granicy plastyczności, do 1450 mpa, – dużego wydłużenia a80, do 30%. stale o wysokiej wytrzymałości stosunkowo łatwo poddają się obróbce plastycznej i obróbce skrawaniem. wzrost zastosowania nowoczesnych stali ahss w przemyśle motoryzacyjnym wynika z możliwości zmniejszenia grubości blach karoseryjnych z jednoczesnym polepszeniem właściwości mechanicznych konstrukcji w porównaniu z zastosowaniem konwencjonalnych stali. zastosowanie stali ahss powoduje zmniejszenie masy konstrukcji oraz mniejsze zużycie energii na jej wytworzenie. stale o wysokiej wytrzymałości znajdują zastosowanie nie tylko w produkcji pojazdów, ale także urządzeń dźwigowych, wysięgników maszyn, urządzeń przeładunkowych do transportu morskiego, maszyn budowlanych i ram wózków kolejowych. istotną zaletą tej grupy stali jest również ich umiarkowana cena wynikająca z małej liczby dodatków stopowych, możliwość zmniejszenia przekrojów konstrukcji oraz dobre właściwości technologiczne, w tym spawalność i skrawalność. te cechy stali ahss powodują wzrost ich udziału szczególnie w produkcji pojazdów, gdzie ich masa może być zmniejszona nawet o 25%. geneza rozwoju badań prowadzonych nad stalami ahss wynika z konieczności zwiększenia wytrzymałości i sztywności 23przegląd spawalnictwa 7/2011 kluczowych elementów pojazdu mających wpływ na bezpieczeństwo pasażera. przemiana austenitu szczątkowego w martenzyt podczas odkształcania stali powoduje pochłanianie energii kinetycznej, co ma znaczenie w przypadku kolizji drogowych [1÷4]. mikrostruktura i właściwości stali o wysokiej wytrzymałości stale ahss swoją wytrzymałość zawdzięczają połączeniu zróżnicowanych faz, takich jak bainit, ferryt, martenzyt i austenit szczątkowy. wielofazowe stale ahss pozostają plastyczne pomimo obecności w nich martenzytu i/lub bainitu. każda faza ma określone właściwości fizyczne i mechaniczne wynikające z sił działających pomiędzy atomami w kryształach. pierwszym etapem procesu obróbki stali jest odkształcenie plastyczne w wyniku walcowania na gorąco (w przypadku stali cp i mart) w temperaturze trwałości austenitu (850°c) lub walcowanie na zimno (w przypadku stali dp i trip). drugim etapem procesu jest walcowanie z kontrolowanym chłodzeniem. w produkcji stali mart od razu po walcowaniu blach na gorąco przeprowadzane jest hartowanie martenzytyczne. proces technologiczny stosowany do obróbki w linii produkcyjnej polega na ciągłym walcowaniu na gorąco stali w zakresie występowania czystego austenitu, a następnie bardzo szybkim chłodzeniu wodą. w przypadku dalszego wyżarzania kontrolowany jest stosunek ilości względnej austenitu i ferrytu. w celu otrzymania mikrostruktury stali dp przeprowadzane jest gwałtowne chłodzenie z temperatury austenityzacji, aby nie zaszła dalsza przemiana powodująca pojawienie się bainitu bądź perlitu. wskutek tego zachodzi przemiana austenitu w martenzyt. stale te produkowane są przez kontrolowane chłodzenie z fazy austenitu (z wyrobów walcowanych na gorąco) albo ze stali ferrytyczno-austenitycznych (wyżarzanych i walcowanych na zimno, a następnie wysoko odpuszczanych). w celu uzyskania struktury trójskładnikowej – typowej dla stali cp, wyżarzanie realizowane jest tak, aby z pozostałego austenitu częściowo wytworzyć strukturę bainityczną, a częściowo martenzytyczną. otrzymana struktura ma lepsze właściwości mechaniczne, między innymi z powodu drobnoziarnistości. produkcja stali trip przebiega podobnie jak stali cp, lecz podczas ostatniej przemiany zachowane są warunki dla przebiegu przemiany izotermicznej w celu dalszego rozdrobnienia ziarna i stabilizacji austenitu w wyniku wzbogacania go w węgiel. zapewnia to stabilność mikrostruktury w temperaturze pokojowej. składniki stopowe: mangan, chrom, aluminium, bor, krzem i molibden ułatwiają przechodzenie przemian podczas chłodzenia. wymienione przemiany przedstawiono na rysunku 1. podstawowe grupy stali o wysokiej wytrzymałości w grupie stali o wysokiej wytrzymałości można wyróżnić [6÷18]: – stale martenzytyczne – mart, – stale dwufazowe – dp, – stale complex – cp, – stale z efektem trip. stale martenzytyczne mart są stalami konstrukcyjnymi niskostopowymi, walcowanymi na zimno. charakteryzują się bardzo wysoką granicą plastyczności i wytrzymałością na rozciąganie. wydłużenie względne jest wystarczające do kształtowania na zimno. do spajania blach ze stali martenzytycznej można używać tych samych metod łączenia jak dla standardowych blach stalowych, dzięki małej ilości dodatków stopowych przy zachowaniu dużej wytrzymałości. obecnie najbardziej wytrzymałą stalą konstrukcyjną jest stal optim 1500 qc ruukki. ta niezwykła stal ma też dobrą odporność na ścieranie i korozję. w swojej ofercie ruukki oferuje blachy pancerne ramor, które zapewniają maksymalną ochronę i bezpieczeństwo dzięki dużej twardości i wytrzymałości. stale o wysokiej wytrzymałości stosuje się na tarcze sprzęgła, narzędzia tnące, sejfy bankowe, noski i podeszwy na obuwie ochronne, sprzęt wojskowy opancerzony oraz elementy zwiększające bezpieczeństwo w autach. w tablicy i przedstawiono skład chemiczny, a w tablicy ii właściwości mechaniczne stali martenzytycznych różnych producentów. stale dwufazowe dp (dual-phase steel) mają osnowę ferrytyczną z wtrąceniami martenzytu, jednakże po obróbce cieplnej zostaje ok. 5÷10% austenitu szczątkowego, który jest metastabilny. nadaje on stali skłonność do umocnienia podczas pracy (ruchy rys. 1. schemat przemian fazowych przy chłodzeniu stali. opracowanie własne na podstawie [5] fig. 1. diagram of phase transition during the steel cooling. own work on the basis of [5] 24 przegląd spawalnictwa 7/2011 dyslokacji w krystalicznej strukturze metalu). w jednej fazie ferryt zapewnia formowalność, a w drugiej fazie martenzyt (20÷70%) zwiększa wytrzymałość. stale dwufazowe mają umowną granicę plastyczności sięgającą 800 mpa. na początku procesu formowania umacniają się najbardziej i granica ta może osiągnąć 1000 mpa. w miejscach odkształceń rozszerzają się obszary występowania martenzytu, polepszając właściwości stali. prędkość odkształcenia i duże wydłużenie względne nadaje stali dp większą wytrzymałość niż konwencjonalnym stalom o podobnej plastyczności. naprężenia wewnętrzne niwelowane są przez umacnianie drugiej fazy w martenzyt, co powoduje niższy stosunek re/rm. podczas zderzenia energia jest lepiej pochłaniana przez materiał i są mniejsze skutki odkształceń. stale dp wskutek ubogiej zawartości pierwiastków stopowych charakteryzują się dobrą spawalnością, są dobrze formowalne na zimno; podczas walcowania czy operacji gięcia zaleca się przeprowadzać je poprzecznie do kierunku walcowania. stale te znajdują zastosowanie jako rury w wózkach dziecięcych lub ramach od rowerów, zwiększają także bezpieczeństwo w samochodach, gdzie wykonywane z nich są wzmocnienia zderzaków i prowadnice foteli, fotelików dziecięcych, słupki drzwiowe i koła. dzięki wysokiej wytrzymałości oraz dużej twardości wpływającej na odporność na ścieranie, wykonywane są z nich również: tarcze sprzęgła, maszyny do cięcia żywopłotów, noże, łańcuchy na piły. w stalach dp stosuje się dodatki stopowe takie jak: mangan, chrom, molibden i nikiel, które zwiększają hartowność stali. zwiększając udział węgla, zwiększa się ilość martenzytu. od zawartości krzemu i fosforu tablica i. skład chemiczny wybranych stali martenzytycznych mart table i. chemical composition of selected martensitic steels (mart) stal skład chemiczny, % c si mn p s ti cr al nb b ni mo docol 900m 0,05 0,20 2,00 0,010 0,002 0 0 0,04 0 0 0 0 docol 1000dpze 0,15 0,50 1,50 0,010 0,002 0 0 0,04 0,015 0 0 0 docol 1100m 0,09 0,20 1,70 0,010 0,002 0,025 0 0,04 0,015 0 0 0 docol 1200m 0,11 0,20 1,70 0,010 0,002 0,025 0 0,04 0,015 0 0 0 docol 1300m 0,20 0,20 1,50 0,010 0,002 0,025 0 0,04 0,015 0 0 0 docol 1400m 0,17 0,20 1,40 0,010 0,002 0,025 0 0,04 0,015 0 0 0 docol 1500m 0,21 0,20 1,10 0,010 0,002 0,025 0 0,04 0,015 0 0 0 docol 900mze 0,05 0,20 1,90 0,010 0,002 0,000 0 0,04 0 0 0 0 docol 1200mze 0,11 0,20 1,70 0,010 0,002 0,035 0 0,04 0 0,002 0 0 docol 1400mze 0,17 0,20 1,40 0,010 0,002 0,035 0 0,04 0 0,002 0 0 docol 1500mze 0,21 0,20 1,10 0,010 0,002 0,035 0 0,04 0 0,002 0 0 ms-w 1200 0,18 0,80 2,00 0,020 0,010 0,050 1 0 0,1 0 0 0 optim 900 qc 0,10 0,25 1,15 0,020 0,010 0,070 0 0 0 0 0 0 optim 960 qc 0,11 0,25 1,20 0,020 0,010 0,070 0 0 0 0 0 0 optim 1100 qc 0,15 0,30 1,25 0,020 0,010 0,070 0 0 0 0 0 0 raex 300 0,18 0,70 1,70 0,025 0,015 0 1,5 0 0 0,005 0,4 0,5 raex 400 0,25 0,70 1,70 0,025 0,015 0 1,5 0,06 0 0,005 0,7 0,5 raex 450 0,26 0,70 1,70 0,025 0,015 0 1 0,06 0 0,005 0,7 0,5 raex 500 0,30 0,70 1,70 0,025 0,015 0 1 0,06 0 0,005 0,8 0,5 ramor 400 0,24 0,70 1,50 0,020 0,015 0 1 0 0 0,005 1 0,7 ramor 500 0,32 0,70 1,50 0,020 0,015 0 1 0 0 0,005 2 0,7 szms1200 0,18 0,15 2,00 0,020 0,010 0 0,6 0,02 0 0 0 0 opracowanie własne na podstawie danych producentów tablica ii. właściwości mechaniczne wybranych stali martenzytycznych mart table ii. mechanical properties of selected martensitic steels (mart) stal właściwości mechaniczne re min mpa re max mpa rm min mpa rm max mpa a80 % docol 900m 700 1000 900 1100 6 docol 1000dpze 700 950 1000 1200 7 docol 1100m 860 1100 1100 5 docol 1200m 950 1150 1200 1400 3 docol 1300m 1030 1300 1300 3 docol 1400m 1150 1350 1400 1600 3 docol 1500m 1200 1500 1500 1700 3 docol 900mze 700 900 1100 3 docol 1200mze 950 1200 1400 3 docol 1400mze 1150 1400 1600 3 docol 1500mze 1200 1500 1700 3 ms-w 1200 900 1200 1400 5 optim 900 qc 900 1000 1050 1150 11 optim 960 qc 960 1060 1080 1180 10 optim 1100 qc 1100 1200 1280 1380 8 optim 1500 qc 1460 1650 1850 5 raex 300 900 1000 11 raex 400 1000 1250 10 raex 450 1200 1450 8 raex 500 1250 1600 8 ramor 400 1100 1300 8 ramor 500 1450 1700 7 szms1200 900 1050 1200 1450 5 opracowanie własne na podstawie danych producentów 25przegląd spawalnictwa 7/2011 tablica iii. skład chemiczny wybranych stali dwufazowych dp table. iii. chemical composition of selected dual-phase steels (dp) stal skład chemiczny, % c si mn p s cr al nb v b cr-mo nb-ti docol 450dp 0,05 0,20 1,50 0,01 0,002 0 0,04 0 0 0 0 0 docol 500dp 0,08 0,30 0,65 0,01 0,002 0 0,04 0 0 0 0 0 docol 600dp 0,10 0,20 0,80 0,01 0,002 0 0,04 0,015 0 0 0 0 docol 780dp 0,14 0,20 1,50 0,01 0,002 0 0,04 0,015 0 0 0 0 docol 800dp 0,13 0,20 1,50 0,01 0,002 0 0,04 0,015 0 0 0 0 docol 980dp 0,15 0,50 1,50 0,01 0,002 0 0,04 0,015 0 0 0 0 docol 1000dp 0,15 0,50 1,50 0,01 0,002 0 0,04 0,015 0 0 0 0 docol 1180dp 0,15 0,50 1,50 0,01 0,002 0 0,04 0,015 0 0 0 0 dogal 800 dpx 0,16 0,25 1,90 0,02 0,004 0,6 0,02 0 0 0 0 0 dogal 1000 dpx 0,20 0,25 1,90 0,02 0,004 0,4 0,02 0 0,02 0,001 0,8 0,03 dp-k 30/50 0,10 0,30 1,80 0,04 0,010 0 0,1 0 0 0,005 1 0,15 dp-k 34/60 0,14 0,50 2,00 0,04 0,010 0 1,5 0 0 0,005 1 0,15 dp-k 34/60 hf 0,14 0,30 2,00 0,04 0,010 0 1,5 0 0 0,005 1 0,15 dp-k 45/78 0,18 0,50 2,20 0,04 0,010 0 1,2 0 0 0,005 1 0,15 dp-k 60/90 0,20 0,60 2,50 0,04 0,010 0 1,2 0 0 0,005 1 0,15 dp-w 600 0,12 0,80 1,50 0,06 0,010 0 0,08 0 0 0,005 1 0,15 dp-w 700 0,12 0,80 1,50 0,06 0,010 0 0,08 0 0 0,005 1 0,15 hct600 0,17 0,80 2,20 0,08 0,015 0 2 0 0,2 0,005 1 0,15 litec 600 dp 0,17 0,80 2,20 0,01 0,002 0 2 0 0 0 1 0,15 litec 800 dp 0,18 0,80 2,50 0,01 0,002 0 2 0 0 0 1 0,15 litec 1000 dp 0,23 0,80 2,50 0,01 0,002 0 2 0 0 0 1 0,15 opracowanie własne na podstawie danych producentów zależy podatność stali na zgrzewanie oporowe i spawalność – brak pęknięć. stale dp o najwyższych właściwościach mechanicznych mogą wymagać zmiany technologii spajania termicznego. w tablicy iii przedstawiono skład chemiczny, a w tablicy iv właściwości mechaniczne stali dual-phase różnych producentów. stale complex cp (complex-phase steel) mają granicę na rozciąganie do 1000 mpa. stale te są integralną częścią nowej generacji zaawansowanych stali o wysokiej wytrzymałości używanych w przemyśle motoryzacyjnym. absorbują więcej energii niż już omówione, są mniej podatne na odkształcenia, wykazują się wytrzymałością resztkową po obciążeniu udarowym. mikrostruktura podobna jest do mikrostruktury stali trip z wyjątkiem występowania austenitu. stale cp składają się z drobnoziarnistych ziaren ferrytu, umacnianych przez bainit i martenzyt. stale te mają mniejsze ilości dodatków stopowych takich jak niob, tytan i wolfram. stal może być dodatkowo utwardzana wydzieleniowo. stale te są stosowane do budowy zderzaków jako wzmocnienie właściwe, na którym są osadzane przekładki styropianowe i okładziny z tworzywa sztucznego. dzięki wytrzymałości resztkowej stali i elastycznych tworzyw sztucznych doskonale absorbują energię kolizji. w tablicy v przedstawiono skład chemiczny, a w tablicy vi właściwości mechaniczne stali complex – phase różnych producentów. stale z efektem trip. struktura stali opiera się na osnowie ferrytu z niestabilnym austenitem szczątkowym (> 5%) oraz kompozycji twardych struktur bainitu i martenzytu w różnych ilościach – co jest wynikiem innej obróbki cieplnej. struktura wielofazowa zapewnia równowagę właściwości wytrzymałościowych tablica iv. właściwości mechaniczne wybranych stali dwufa zowych dp table iv. mechanical properties of selected dual-phase steels (dp) stal właściwości mechaniczne re min mpa re max mpa rm min mpa rm max mpa a80 % docol 450dp 260 330 450 550 27 docol 500dp 300 370 500 600 24 docol 600dp 340 410 600 700 21 docol 780dp 450 560 780 900 15 docol 800dp 500 640 780 950 10 docol 980dp 600 750 980 1100 10 docol 1000dp 700 950 1000 1200 8 docol 1180dp 830 1220 1180 6 dogal 800 dpx 620 770 800 950 10 dogal 1000 dpx 800 1000 1000 1200 6 dp-k 30/50 300 370 500 600 24 dp-k 34/60 340 410 600 700 20 dp-k 34/60 hf 340 410 600 700 23 dp-k 45/78 450 780 780 900 14 dp-k 60/90 600 750 980 1120 10 dp-w 600 330 460 580 680 19 dp-w 700 450 580 680 800 16 hct600 340 420 600 700 20 litec 600 dp 340 420 600 18 litec 800 dp 450 560 780 12 litec 1000 dp 600 750 980 8 opracowanie własne na podstawie danych producentów 26 przegląd spawalnictwa 7/2011 i plastycznych. ilość austenitu szczątkowego w końcowej mikrostrukturze można regulować zawartością manganu, aluminium i węgla. efektem trip jest umocnienie ferrytu martenzytem tworzącym się z austenitu szczątkowego pod wpływem energii powodującej odkształcenie plastyczne. umocnienie się stali ma charakter długofalowy w całym zakresie odkształceń plastycznych. efekt trip zależy od stabilności austenitu szczątkowego. jeśli zawartość węgla jest niska, to przemiana następuje natychmiast, bez dużych odkształceń podczas formowania. w przemyśle motoryzacyjnym potrzebne są materiały na detale podatne na tłoczenie, jednocześnie dobrze spawalne i zgrzewalne. tablica v. skład chemiczny wybranych stali complex cp table v. chemical composition of selected complex-phase steels (cp) stal skład chemiczny, % c si mn p s cr al v b cr-mo nb-ti cp-k 60/78 0,12 0,8 2,2 0,04 0,015 0 1,2 0,2 0,005 1 0,15 cp-w 800 0,12 0,8 2,2 0,04 0,015 0 1,2 0,2 0,005 1 0,15 cp-w 1000 0,17 0,8 2,2 0,04 0,015 0 1,2 0,2 0,005 1 0,15 dogal 600 cp 0,12 0,3 1,66 0,02 0,004 0,5 0,02 0 0 0 0 dogal 800 cp 0,16 0,25 1,9 0,02 0,004 0,5 0,015 0 0 0 0 litec 600cp 0,18 0,8 2,2 0,02 0,004 0 2 0 0 1 0,15 litec 800cp 0,18 0,8 2,2 0,02 0,004 0 2 0 0 1 0,15 litec 1000cp 0,23 0,8 2,2 0,02 0,004 0 2 0 0 1,2 0,15 opracowanie własne na podstawie danych producentów tablica vi. właściwości mechaniczne wybranych stali complex cp table vi. mechanical properties of selected complex-phase steels (cp) stal właściwości mechaniczne re min, mpa re max, mpa rm min, mpa rm max, mpa a80, % cp-k 60/78 600 700 780 940 10 cp-w 800 680 830 800 980 10 cp-w 1000 720 920 950 1130 10 dogal 600 cp 350 500 600 750 16 dogal 800 cp 500 700 780 950 10 litec 600 cp 350 500 600 14 litec 800 cp 500 700 780 8 litec 1000 cp 700 900 980 5 opracowanie własne na podstawie danych producentów tabela vii. skład chemiczny wybranych stali trip table vii. chemical composition of selected steels with trip stal skład chemiczny, % c si mn p s al cr-mo nb-ti litec 700 trip 0,32 0,8 2,5 0,02 0,004 2 0,6 0,2 litec 800 trip 0,32 0,8 2,5 0,02 0,004 2 0,6 0,2 ra-k 40/70 0,24 0,3 2 0,04 0,01 1,6 0,6 0,2 opracowanie własne na podstawie danych producentów tablica viii. właściwości mechaniczne wybranych stali trip table viii. mechanical properties of selected steels with trip stal właściwości mechaniczne re min, mpa re max, mpa rm min, mpa rm max, mpa a80, % litec 700 trip 430 550 690 21 litec 800 trip 470 780 780 19 ra-k 40/70 410 510 690 790 23 opracowanie własne na podstawie danych producentów w rzeczywistości kierowanie się zawartością węgla jest największym problemem. stale trip mogą być zaprojektowane z myślą o konkretnym elemencie, który będzie formowany z arkusza, bądź taśmy stalowej. taki element jest podatny na formowanie metodą obróbki plastycznej (dzięki większej zawartości węgla stal jest stabilna podczas tłoczenia), co umożliwia otrzymanie skomplikowanych kształtów bez ubytku możliwości do późniejszej trip (transformacji indukowanej plastycznością). w tablicy vii przedstawiono skład chemiczny, a w tablicy viii właściwości mechaniczne stali z efektem trip różnych producentów. 27przegląd spawalnictwa 7/2011 spawalność stali o wysokiej wytrzymałości najtrudniejsze do spawania ze wszystkich stali ahss są stale martenzytyczne. strefa przyległa do strefy wpływu ciepła jest podatna na pęknięcia niezależnie od wstępnego podgrzania. niemniej jednak stale martenzytyczne mogą być z powodzeniem spawane pod warunkiem, że zachowa się szczególne środki ostrożności oraz dostarczy wypełniacze, aby uniknąć pęknięć w konstrukcji spawanej. blachy przeważnie są cienkie, natomiast równoważnik węgla zbliża się do niebezpiecznego poziomu. powierzchnie spawane powinny być czyste i suche, żeby zapobiegać pęknięciom gorącym. materiały spawalnicze powinny mieć zbliżone właściwości wytrzymałościowe do materiału łączonego oraz zapewniające niską zawartość wodoru w spoinie. podczas spawania cienkich blach należy zmniejszyć energię liniową spawania. ponieważ ciepło ze spoiny nie ma przestrzeni, by się rozproszyć, mogą powstać niskowytrzymałe pasma wokół złączy (nie można dopuścić do odpuszczania stali). czas stygnięcia t8/5 nie powinien przekraczać 4 s. konstrukcje ze stali mart powinny być projektowane z uwzględnieniem lokalizacji złączy, czyli tam, gdzie występują najmniejsze naprężenia. głównym problemem jest wysoka twardość stali sięgająca ponad 300 hbv. w przeprowadzonych testach zderzeniowych okazało się, że spoina pochłania występujące siły bez pęknięć (spoina zgrzewana indukcyjnie prądami wysokiej częstotliwości hf-welding). elementy konstrukcyjne wykonane ze stali martenzytycznej pomimo wysokiej wytrzymałości wykazują również dużą ciągliwość. w spajaniu stali dp, cp stosuje się najczęściej punktowe zgrzewanie oporowe lub spawanie łukowe elektrodą metalową w osłonie gazu (gma), spawanie nietopliwą elektrodą w osłonie gazów obojętnych (tig), spawanie laserowe, plazmowe oraz ręczne spawanie łukowe elektrodą otuloną (mma). spoiny w złączach stali dp, cp mają o wiele większą wytrzymałość niż w złączach innych stali z grupy ahss. podsumowanie stale o wysokiej wytrzymałości ahss stanowią grupę stali nowej generacji o prostym składzie chemicznym, których mikrostruktura i właściwości kształtowane są w efekcie zaawansowanych procesów technologicznych powodujących umocnienie w wyniku przemian fazowych i odkształcenia plastycznego w warunkach różnych temperatur i różnych szybkości chłodzenia. ze względu na ich atrakcyjne właściwości mechaniczne, wyjątkową zdolność pochłaniania energii w czasie gwałtownych odkształceń stale o wysokiej wytrzymałości ahss stanowią rozwojową grupę materiałów konstrukcyjnych, które w najbliższych latach powinny znaleźć bardzo szerokie zastosowanie w budowie maszyn i pojazdów. problemy spawalności i zgrzewalności tych stali stanowią jeden z ważniejszych problemów rozwoju ich zastosowań i dotyczą w pierwszym rzędzie opracowanie metod spajania zapewniających zachowanie mikrostruktury i właściwości stali w obszarze złącza. literatura [1] chatterjee s., murugananth m., bhadeshia h.k.d.h., δ-trip steel. materials science and technology, issue 23/2007, s. 817-823. [2] lis a.k., gajda b., modelling of the dp and trip microstructure in the cmnalsi automotive steel, jurnal of achievements in materials and manufacturing engineering, vol. 15 issue 1-2/2006, s. 127-134. [3] yi h.l., lee k.y., bhadeshi h.k.d.h., stabilisation of ferrite in hot rolled δ-trip steel, materials science and technology, vol. 27, no. 2/2011/525-529. [4] senkara j., współczesne stale karoseryjne dla przemysłu motoryzacyjnego i wytyczne technologiczne ich zgrzewania, przegląd spawalnictwa nr 11/2009, s. 3-7. [5] hofmann h., mattissen d., schaumann t. w., advanced cold rolled steels for automotive applications, steel research international issue 1/2009, s. 22-28. [6] prospekt ahss, material data sheet. cold-rolled quenched & tempered steel, boronalloyed, for cold forming and subsequent hot forming, (suitable for press hardening), salzgitter flachstahl 11-12/2005. [7] prospekt ahss, retained-austenite ra-k® for complex high-strength components, thyssenkrupp steel, 2008. [8] prospekt ahss, szms1200 martensitic grade, salzgitter flachstahl, 2006. [9] prospekt ahss, trip (transformation induced plasticity) steels, arcelor mittal, 2010. [10] prospekt docol ahss, advanced high strength steels for the automotive industry, ssab swedish steel, 2010. [11] prospekt docol ahss, docol dp/dl zimnowalcowana stal dwufazowa, ssab swedish steel, 2009. [12] prospekt docol ahss, docol m zimnowalcowana stal martenzytyczna, ssab swedish steel, 2008. [13] prospekt dogal ahss, dogal 600 i 780 cp zaawansowane stale o wysokiej wytrzymałości, ssab swedish steel 2008. [14] prospekt dogal ahss, dogal 600 i 800 dp. stal o extra i ultra wysokiej wytrzymałości, ssab swedish steel, 2010. [15] prospekt ruukki, blachy walcowane na gorąco, w arkuszach i kręgach. blachy pancerne ramor, ruukki, 2009. [16] prospekt ruukki, metal coated steel sheets and coils. ultra high-strength formable steels litec, 2009. [17] referencje ruukki, wysokowytrzymała stal optim ruukki – stal, którą się wybiera, ruukki, 2010. [18] technical transfer dispatch, advanced vehicle concept, 6/2001. ps 6 2016 www.pdf 32 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 6/2016 standardy dnv – kwalifikowanie technologii spawania standards dnv – welding procedure qualification mgr inż. maciej gątarek – pge górnictwo i energetyka konwencjonalna sa, bełchatów; dr hab. inż. prof. is jacek słania – instytut spawalnictwa. autor korespondencyjny/corresponding author: gatarekmaciej@gmail.com streszczenie omówiono zagadnienia dotyczące kwalifikowania technologii spawania stali weldox 700 według przepisów dnv. przedstawiono różnice między wymaganiami en 15614-1, a wymaganiami przepisów dnv os-c-401. zaprezentowano wyniki badań nieniszczących i niszczących. słowa kluczowe: technologia spawania; protokół kwalifikowania technologii spawania; stale weldox abstract issues related to welding procedure qualification of the weldox 700 types of steel according to the dnv rules and standards are described. differences between en 15614-1 and dnv os-c-401 requirements sare provided. both destructive and non-destructive testing are presented. keywords:  welding technology; welding procedure qualification record; weldox types of steel wstęp obecnie znaczna liczba konstrukcji spawanych przeznaczona jest na rynek offshore. terminem offshore określa się instalacje poszukiwawcze, wydobywcze, przetwórcze i transportujące na pełnym morzu. konstrukcje te służą do eksploatacji złóż minerałów znajdujących się pod dnem morza. pojęcie to obejmuje również jednostki do obsługi konstrukcji na pełnym morzu. konstrukcje tego rodzaju tworzą bardzo liczną grupę rozwiązań, które znacznie się od siebie różnią, każda z nich ma inne przeznaczenie i różnorodne środowiska pracy. ponadto konstrukcje typu offshore muszą być niezawodne w trakcie eksploatacji. awaria platformy najczęściej kończy się katastrofą ekologiczną i śmiercią załogi. zaistniałe awarie miały ogromny wpływ na zaostrzenie przepisów w celu eliminacji takich katastrof w przyszłości. dlatego też firmy wykonujące tego typu instalacje musiały opracować technologie spawania wg przepisów dnv. przepisy stosowane przez dnv i związane z nimi dokumenty są regularnie aktualizowane, tak by odzwierciedlały doświadczenie operacyjne, a także postęp rozwoju technologii. wymagania opracowane przez towarzystwo det norske veritas (dnv) powstały celem ustalenie standardów zapewniających właściwe bezpieczeństwo i efektywne wykorzystanie nakładów w przemyśle produkującym na rynek offshore. obejmują one wszystkie etapy powstawania konstrukcji, począwszy od projektowania, poprzez wytwarzanie, kończąc na odbiorze, w tym również standardów procedury kwalifikowania technologii spawania wg. dnv os c-401 [1]. do kwalifikowania technologii spawania oraz zastosowania w dalszej produkcji zastosowano stal weldox 700. stale typu weldox zaliczane są do grupy stali konstrukcyjnych niskostopowych o wysokiej wytrzymałości mechanicznej, umacnianych wydzielinowo lub ulepszanych cieplnie. stale o podwyższonej wytrzymałości można zaliczyć do bardzo szerokiej grupy stali hss i ahss (adveced hight strenght maciej gątarek, jacek słania przeglad welding technology review steel). stale wykazujące granicę plastyczności na poziomie powyżej 550 mpa najczęściej można zaliczyć do stali cp (complex phase) lub stali martenzytycznych. ich struktura składa się z drobnoziarnistego ferrytu, umocnionego dyspersyjnymi wydzieleniami węglików, azotków i węglikoazotków tytanu, niobu, wanadu i molibdenu [2,3]. porównanie wymagań normy en 15614-1  z wymaganiami przepisów dnv os-c-401 kwalifikowanie technologii spawania według dnvos-c401 różni się od normy en iso 15614-1 zakresem badań mechanicznych (w zasadzie udarnością). w zakresie podstawowym występują 4 zestawy próbek (po 3 w zestawie), pobrane 2 mm pod powierzchnią blachy od strony lica, z karbem po jednym w spoinie i w linii przejścia spoina – materiał rodzimy oraz po 2 w strefie wpływu ciepła. dodatkowo dla złączy o grubości ponad 50mm dochodzą jeszcze kolejne 2 zestawy pobrane w warstwie przetopowej, jeden z karbem w osi spoiny, drugi z karbem na linii przejścia spoina – materiał rodzimy. w przypadku kwalifikowania technologii spawania według dnv-os-c401 w prosty sposób rozszerzono je o wymagania en iso 15614-1, gdzie dla próby udarności wymagane są 2 zestawy po 3 próbki [5]. część praktyczna przed rozpoczęciem prac spawalniczych opracowano wstępną instrukcję technologiczną spawania (pwps). następnie przygotowano płytę próbną z materiału weldox 700 do kwalifikowania technologii spawania. materiał podstawowy do wykonania złącza próbnego został dobrany 33przegląd  spawalnictwa       vol. 88 6/2016 wg standardu dnv-os-b10. przygotowanie próbki do uzyskania technologii spawania zostało podzielone na etapy: pierwszym etapem było wycięcie próbki z blachy arkusza o wymiarach 2000 x 10000 mm za pomocą przecinarki do cięcia tlenowego. następnym etapem było przygotowanie brzegów próbki do spawania. brzegi zostały zukosowane za pomocą palnika tlenowego zgodnie z pwps. rodzaj badań en iso 15614-1 dnv-os-c-401 pełen zakres próba rozciągania 2 próbki 2 próbki 2 próbki próba zginania po 2 próbki – rozciąganie od strony lica i grani po 1 próbce – rozciąganie od strony lica i grani1) po 2 próbki – rozciąganie od strony lica i grani1) próba udarności 2 zestawy po 3 próbki 4 zestawy po 3 próbki2) 4 zestawy po 3 próbki2) badania makroskopowe 1 próbka 1 próbka 2 próbki pomiar twardości 1 próbka 1 próbka 1 próbka 1) dla t > 20 mm, dodatkowo: 2 próbki gięcie boczne 2) dla t > 50 mm dodatkowo 2 zestawy po 3 próbki tablica i. porównanie zakresu badań mechanicznych dla złączy czołowych wg en iso 15614-1 oraz dnv-os-c-401 table i. a comparison of the scope of mechanical tests for butt joints according to the en iso 15614-1 and dnv-os-c-401 standards rys.  1.  przygotowanie złącza s=40 mm; b=1÷3 mm; c=0÷1mm; β=45° fig. 1.  preparation of the joint s=40 mm; b=1÷3 mm; c=0÷1mm; β=45° rys. 2. płyta próbna po zakończeniu spawania fig. 2. a sample plate after finishing welding kolejnym etapem było oczyszczenie brzegów do metalicznego połysku na odległość 10mm od ścianki rowka. po oczyszczeniu rowka zostały wykonane spoiny sczepne na łączeniu blach wybiegowych z blachami wchodzącymi w skład złącza. spawanie płyty próbnej do kwalifikowania technologii spawania ze stali weldox 700 zostało przeprowadzone w pozycji naściennej (pc). po zakończonym spawaniu przeprowadzono badania wizualne próbki złącza zgodnie z pn en iso 17630. ocenę przeprowadzono wg pn en iso 5817, poziom, jakości b. badane wymiary próbek wyniki próby ø, b, d mm a mm s0 mm2 l0 mm fm [kn] rm [mp] l0 mm a0 % ø, b, d mm a mm s0 mm2 z % 27-4/1-1 24,98 24,85 620,8 515000 830 w spoinie 27-4/1-2 25,09 24,3 609,7 509000 835 w spoinie 27-4/2-1 25,06 24,9 624,0 521000 835 w spoinie 27-4/2-2 25,14 24,3 610,9 514000 841 w spoinie tablica ii. wyniki statycznej próby rozciągania table ii. tensil strength results o zn ac ze ni e s ze ro ko ść g ru bo ść d łu go ść l c =k √ s o k =5 ,6 5 w ar to ść na jw ię ks ze j si ły p rz ek ró j w yt rz ym ał oś ć na ro zc ią ga ni e d łu go ść w yd łu że ni e s ze ro ko ść g ru bo ść p rz ek ró j p rz ew ęż en ie m ie js ce ze rw an ia pr ób ki złącze oceniono z wynikiem pozytywnym, nie stwierdzono obecności powierzchniowych niezgodności spawalniczych. w celu wykrycia pęknięć powierzchniowych przeprowadzono badania magnetycznoproszkowe. badania przeprowadzono zgodnie z pn en iso 17638 oraz pn en iso 5817. kryteria akceptacji 2x wg pn en iso 23278. badane złącze oceniono z wynikiem pozytywnym, nie stwierdzono pęknięć powierzchniowych. w celu wykrycia objętościowych niezgodności spawalniczych przeprowadzono badania ultradźwiękowe za pomocą 34 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 6/2016 rys. 3. próbka po próbie rozciągania fig. 3. a sample after tensile testing aparatury badawczej krautkramer usm 35sx używając głowic mb4s, mwb60-4, mwb70-4. badania przeprowadzono zgodnie z normą pn en 17640 wg poziomu badań klasy b. natomiast kryteria akceptacji dokonano wg pn en 11666, poziom akceptacji 2. badane złącze oceniono z wynikiem pozytywnym, nie stwierdzono obecności objętościowych niezgodności spawalniczych. po zakończonych badaniach nieniszczących rozpoczęto badania niszczące. próby rozciągania przeprowadzono na maszynie wytrzymałościowej roel zwick z1000. wg pn-en ios 4136 w temperaturze 22 °c. rys. 4. próbki po próbie zginania z rozciąganiem od strony lica fig. 4. samples after bend testing with tensile stress from the face side rys. 5. próbka po próbie zginania z rozciąganiem od strony grani fig. 5. samples after bend testing with tensile stress from the root side wymiary próbek wyniki próby a mm b mm lt mm mm mm l mm d mm α 0 mm mm % % 27.5/1/pc sbb 40 10 300 72 50 180 27.5/2/pc sbb 40 10 300 72 50 180 27.5/3/pc sbb 40 10 300 72 50 180 27.5/4/pc sbb 40 10 300 72 50 180 tablica iii. protokół z próby zginania table iii. bend testing results o zn ac ze ni e r od za j p ró bk i g ru bo ść s ze ro ko ść d łu go ść s ze ro ko ść sp oi ny s ze ro ko ść sp oi ny + s w c o dl rg ło ść m ię dz y ro lk am i ś re dn ic a tr ze pi en ia gn ąc eg o k ąt g ię ci a s ze ro ko ść sp oi ny s ze ro ko ść sp oi ny + s w c w yd łu że ni e sp oi ny w yd łu że ni e sp oi ny + s w c z au w aż on e w ad y u w ag i n ad er w an ie 2, 0 ; 1 ,3 [m m ] n ad er w an ie 2, 0 ; 1 ,3 ; 0, 8 [m m ] n ad er w an ie 1, 6 [m m ] n ad er w an ie 2, 2 ; 1 ,2 [m m ] próbę zginania wykonano wg pn en iso 5173 w temperaturze 23 °c. na rysunku 4 przedstawiono wyniki próby. próbę udarności przeprowadzono na młocie charpy’ego w temperaturze 60 °c o początkowej energii łamania wynoszącego 300j. pobrano i zbadano 18 próbek wg pn en 148-1. wymiary próbek 10x10x55 mm każda z karbem 2 mm typu „v”. 35przegląd  spawalnictwa       vol. 88 6/2016 wymiary próbek wyniki próby rodzaj i kształt karbu wymiary przekroju w miejscu karbu praca łamania średnia praca łamania z 3 pomiarów udarność miejsce przełomu rodzaj przełomugrubość szerokość przerój mm mm cm2 j j j/cm2 spoina (wm) 1 kv2 10 8 0,8 104,0 104,0 130,0 spoina (wm) 2 kv2 10 8 0,8 98,7 104,0 123,4 spoina (wm) 3 kv2 10 8 0,8 109,2 104,0 136,4 linia stopienia (fl)1 kv2 10 8 0,8 62,3 108,0 77,9 linia stopienia (fl)2 kv2 10 8 0,8 105,0 108,0 131,3 linia stopienia (fl)3 kv2 10 8 0,8 156,6 108,0 195,8 linia stopienia +2mm fl+2/1 kv2 10 8 0,8 160,1 108,4 200,1 linia stopienia +2mm fl+2/2 kv2 10 8 0,8 167,4 108,4 209,3 linia stopienia +2mm fl+2/3 kv2 10 8 0,8 225,6 108,4 282,0 linia stopienia +2mm fl+5/1 kv2 10 8 0,8 219,6 205,1 274,5 linia stopienia +2mm fl+5/2 kv2 10 8 0,8 189,0 205,1 236,3 linia stopienia +2mm fl+5/3 kv2 10 8 0,8 206,6 205,1 258,3 spoina przetop ra-wl1 kv2 10 8 0,8 86,3 86,8 107,9 spoina przetop ra-wl2 kv2 10 8 0,8 68,7 86,8 85,9 spoina przetop ra-wl3 kv2 10 8 0,8 105,5 86,8 131,9 swc przetop fl 1 kv2 10 8 0,8 56,1 65,7 70,1 tablica iv. wyniki próby udarności table iv. impact test results o zn ac ze ni e o pi s ni ez go dn oś ci sp aw ny ch p la st yc zn y k ru ch y 36 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 6/2016 wymiary próbek wyniki próby rodzaj i kształt karbu wymiary przekroju w miejscu karbu praca łamania średnia praca łamania z 3 pomiarów udarność miejsce przełomu rodzaj przełomugrubość szerokość przerój mm mm cm2 j j j/cm2 swc przetop fl 2 kv2 10 8 0,8 74,0 65,7 92,5 swc przetop fl3 kv2 10 8 0,8 67,0 65,7 83,8 tablica iv. cd. wyniki próby udarności table iv. cont. impact test results o zn ac ze ni e o pi s ni ez go dn oś ci sp aw ny ch p la st yc zn y k ru ch y metoda pomiaru wyniki pomiaru brinella hb wg pn-en iso 6506-1 vickersa hv wg pn-en iso 6507-1 rockwella hr wg pn-en iso 6506-1 twardość w punktach pomiarowych złącza: mp swc s swc mp 154-27,7 górna linia 98 20 254 279 292 279 256 98 20 258 285 289 383 260 98 20 251 281 302 276 266 154-27,7 górna linia 98 20 256 281 290 281 254 98 20 268 283 292 272 268 98 20 256 294 294 279 259 tablica v. wyniki pomiaru twardości table v. hardness testing results o zn ac ze ni e pr ób ki tw ar do ść m at er ia łu s iła o bc ią ża ją ca f [n ] c za s dz ia ła ni a ob ci ąż en ia [s ek .] s iła o bc ią ża ją ca f [n ] c za s dz ia ła ni a ob ci ąż en ia [s ek .] s iła o bc ią ża ją ca f [n ] c za s dz ia ła ni a ob ci ąż en ia [s ek .] pomiar twardości wykonano wg. normy pn-en iso 65071 na twardościomierzu typu: hpo-250 w temperaturze 24 °c. badania makroskopowe przeprowadzono wg pn en 1321. natomiast kryteria akceptacji przyjęto wg pn en 5817. do trawienia próbek użyto odczynnika „wagapow”. obserwacji próbek dokonano przy powiększeniu 1:1. rys. 6. wynik z badań makroskopowych złącza spawanego fig. 6. macroscopic examination result of the welded joint wnioski w publikacji przedstawiono kwalifikowanie technologii spawania stali weldox 700 wg przepisów dnv w celu rozszerzenia działalności firmy o konstrukcje offshore. przeprowadzone wszystkie czynności związane z uznaniem technologii spawania pozwoliły na sformułowanie podsumowania: 37przegląd  spawalnictwa       vol. 88 6/2016 – badania nieniszczące – badania wizualne, badania magnetyczno-proszkowe i badania ultradźwiękowe przeprowadzone na płycie próbnej nie wykazały żadnych niezgodności spawalniczych. spoiny cechowały się odpowiednim kształtem geometrycznym. – próba rozciągania została przeprowadzona w temperaturze pokojowej 22 °c. badanie wykazało wysoką wytrzymałość na rozciąganie złącza spawanego. wymagana wytrzymałość na rozciąganie dla stali weldox 700 wynosi (re 770 do 940mpa). wynik próby złącza spawanego wyniósł około 830mpa. miejsce zerwania próbek następowało w spoinie. – próbki były zginane od strony lica i od strony grani, a kąt gięcia wynosił 180°. próbki nie wykazały naderwań ani pęknięć, co dowodzi o wysokiej plastyczności złącza, – próba udarności została przeprowadzona w temperaturze -60 °c. próbki były przygotowane wg standardu dnv-os-c401. przy próbie udarności wymagana praca łamania wynosi minimum 46j. wszystkie próbki wykazały dużo większą pracę łamania niż była wymagana dla tej stali. – badania makroskopowe zostały przeprowadzone na przekroju poprzecznym próbki. po wykonaniu zgładu próbka cechowała się dobrym wtopieniem a także prawidłowym kształtem geometrycznym spoiny. w próbce nie stwierdzono żadnych niezgodności spawalniczych, – badanie twardości złącza próbnego wg standardu dnv-os-c401 w górnej i dolnej linii wtopienia nie przekroczyły maksymalnej twardości 420hv. w strefie wpływu ciepła (swc), nie doszło do zbyt dużego zahartowania, co mogłoby być przyczyną pęknięć zimnych, ani zbyt dużego zmiękczenia spoiny, co wskazywałoby na przegrzanie złącza i obniżenie własności wytrzymałościowych w obszarze złącza, – wszystkie badania mechaniczne, a w szczególności badanie udarności w potwierdzają wysoką jakość złącza oraz jego bardzo dobre własności mechaniczne. – właściwie przygotowany pwps oraz starannie przygotowana płyta próbna a także prawidłowo prowadzona kontrola wstępna i bieżąca pozwoliły na wykonanie poprawnego złącza. po zakończeniu wszystkich czynności związanych z kwalifikowaniem technologii spawania uzyskano zakres uprawnień na wykonywanie spoin o grubościach materiału podstawowego 20÷80mm. zakres kwalifikacji dla blach obejmuje również rury o zewnętrznej średnicy większej niż 500 mm. podsumowanie po przeprowadzeniu wszystkich badań wg. standardu dnv-os-c401 oraz analiz wyników sformułowano następujące wnioski: – opracowana technologia spawania stali weldox 700 oraz badania przeprowadzone na złączu próbnym, pozwala w szerokim zakresie na wykonywanie konstrukcji stalowych typu: offshore, – badania nieniszczące przeprowadzone na złączu spawanym nie wykazały żadnych niezgodności powierzchniowych ani objętościowych, zwłaszcza obecności pęknięć typu zimnego stanowiących największe zagrożenie podczas spawania tego typu stali, – przeprowadzone badania niszczące, wykazały, iż złącze próbne zostało wykonane poprawnie. potwierdzają to wyniki badań, które zostały przedstawione w pracy. w rezultacie badania mechaniczne potwierdzają poprawność opracowania technologii spawania stali weldox 700, – w przypadku procedury wg standardu dnv-os-c401 w bardzo prosty sposób rozszerzono kwalifikację o en iso 15614-1, – doświadczenia zdobyte w trakcie procedury kwalifikowania technologii spawania wpływają na poprawę, jakości wytwarzanych konstrukcji, a także na niższe koszty produkcji. literatura [1] pakos r., romek e.: konstrukcje stalowe pełnomorskie (offshore) – rodzaje, remonty. przegląd spawalnictwa 2009, nr 1, str.3-11. [2] brózda j.:stale konstrukcyjne i ich spawalność. instytut spawalnictwa, gliwice 2009. [3] lachowicz m., nosko w.: spawanie stali konstrukcyjnej weldox 700. przegląd spawalnictwa 2010, nr 1, str.13-19. [4] saperski m.: procedura kwalifikowania technologii spawania konstrukcji offshore według przepisów dnv. biuletyn instytutu spawalnictwa 2010, nr 6, str.57-63. [5] https://rules.dnvgl.com/.../downloadpdf.asp?...dnvgl offshore standard dnv-os b101”metallic materials”, october 2012 data pobrania: 03.12.2015. 201309_pspaw_gjgy.pdf 45przegląd spawalnictwa 9/2013 jerzy jakubowski mariusz bober tomasz rudaś struktura złączy lutospawanych metodą cmt stali ocynkowanej ogniowo the structure of cmt brazed hot-dip galvanized   steel joints r in . erzy aku owski, dr in . mariusz o er, tomasz uda – politechnika warszawska. a stract the structure of hot-dip galvanized steel butt joints, obtained by the cmt low energy method was investigated. it has been shown that high quality joints are formed, without damaging the zinc coating near the weld. the zinc forms a solution of copper, and silicon segregate at the interface with the steel. in places where there is a small partial melting of the substrate the fe-si solutions are being formed. treszczenie badano strukturę złączy doczołowych stali ocynkowanej ogniowo, otrzymanych niskoenergetyczną metodą cmt. wykazano, że tworzą się złącza o wysokiej jakości, bez naruszenia powłoki cynku w pobliżu spoiny. cynk tworzy roztwór z miedzią, natomiast krzem segreguje na granicy międzyfazowej ze stalą, a w miejscach, gdzie dochodzi do niewielkich nadtopień podłoża, tworzą się roztwory fe-si. wstęp lutospawanie jako technologia spajania metali jest znane już od dawna, ale ostatnio rozwija się dynamicznie. obok dobrze znanych i wielokrotnie opisywanych, także w krajowej literaturze technicznej, technologii wykorzystujących „klasyczne” metody spawania łukowego w osłonie gazów, pojawiły się informacje o zastosowaniu do tego celu laserów, diodowego i dyskowego, a także niskoenergetycznych metod: coldarc, stt i cmt (np. [1÷6]). lutospawanie jest dobrą metodą łączenia blach ocynkowanych, z uwagi na zachowanie powłoki ochronnej w obszarze przylegającym do złącza, co nie jest możliwe przy spawaniu takich blach. jednak i w tym przypadku należy wziąć pod uwagę to, że typowe spoiwa stosowane do tego celu na bazie miedzi mają temperaturę topnienia rzędu 1000ºc, natomiast temperatura topnienia i wrzenia czystego cynku wynosi odpowiednio 419,5°c i 907°c. z tego względu blachy z cieńszymi powłokami galwanicznymi na bazie cynku stwarzają mniej problemów niż blachy cynkowane ogniowo. lutospawanie blach ocynkowanych, w tym zwłaszcza galwanicznie, może być prowadzone różnymi metodami, o czym świadczą liczne publikowane wyniki badań, także krajowych: mig/mag [7, 8], tig [3], pta [9], laserem [10]. szczególnie skuteczne są metody o niskiej, kontrolowanej energii liniowej [11], umożliwiające nawet lutospawanie stopami cynku o temperaturze topnienia zaledwie ok. 450ºc. w tym przypadku warstwa cynku pozostaje zupełnie nienaruszona w złączu (metoda coldarc [6]). w ramach niniejszej pracy badano strukturę złączy blach stalowych z grubą powłoką cynku nałożoną metodą ogniową, uzyskanych przy zastosowaniu niskoenergetycznej metody cmt. przygotowanie pr ek materiały do adań próby lutospawania wykonano na ocynkowanych ogniowo blachach ze stali niskowęglowej galv – dx52d+z275-m-a-ce wg en 10346. skład chemiczny tej stali oraz jej właściwości mechaniczne przedstawiono w tablicach i i ii. na rysunku 1a przedstawiono ciągłą powłokę cynku o grubości 19÷21 µm na powierzchni blachy, a na rysunku 1b mikrostrukturę stali. widoczne są wyraźnie ukierunkowane na skutek przeróbki plastycznej ziarna ferrytu. 46 przegląd spawalnictwa 9/2013 materiał dodatkowy do spawania stanowił drut lity cusi3mn o średnicy 1,0 mm wyprodukowany przez firmę bedra. skład chemiczny i właściwości mechaniczne tego drutu wg en 10204 zamieszczono w tablicach iii i iv. temperatura topnienia spoiwa cusi3mn nie przekraczała 1050ºc. wykonanie zł czy próby lutospawania wykonano na stanowisku zrobotyzowanym wyposażonym w robota przemysłowego irp6. przed procesem blachy dokładnie oczyszczono wodnym roztworem kwasu solnego. wykonano serię ta lica i. skład chemiczny stali galv – dx52d+z275-m-a-ce wg atestu producenta i równowaćnik węgla ce, % wag., reszta fe ta le i. chemical composition of galv – dx52d+z275-m-a-ce steel acc.g to certificate of the manufacturer, % mas., fe balance ta lica ii. właściwości mechaniczne galv – dx52d+z275-m-a-ce ta le ii. mechanical properties of galv – dx52d+z275-m-a-ce ys. 1. struktura materiału rodzimego: a) widok naniesionej powłoki cynku, b) mikrostruktura blachy stalowej ig. 1. the structure of base material: a) the view of deposited zinc coating, b) the microstructure of steel shee ta lica i . właściwości mechaniczne drutu litego cusi3mn wg en 10204 ta le i . mechanical properties of cusi3mn solid wire acc. to en 10204 a c mn p s si al nb cu ni ce 0,028 0,181 0,006 0,005 0,014 0,034 0,001 0,021 0,019 0,0605 próbka re, mpa rm, mpa amin, % 2719 259 334 33 2745 263 342 33 cu ag al mn fe ni p pb si sn zn reszta do 0,05 do 0,01 0,75 – 0,95 do 0,10 do 0,05 do 0,02 do 0,01 2,80 – 2,95 do 0,05 do 0,10 ta lica iii. skład chemiczny drutu litego cusi3mn wg en 10204, % wag. ta le iii. chemical composition of cusi3mn solid wire acc. to en 10204, wt.%. średnica drutu mm rm, mpa a5, % 0,97–0,99 900–1100 1–5 ta lica . parametry procesu lutospawania ta le . the parameters of cmt brazing i a u v vsp mm/s ve m/min lw mm δl δμ q dm3/min pozycja spawania s mm gaz osłonowy 45 10,8 5 2,6 10÷12 10 -2 12 pa 1 ar + 18% co2 badań wstępnych dla różnych wariantów parametrów zmiennych, takich jak: i – natężenie prądu, u – napięcie łuku, vsp – prędkość lutospawania, ve – prędkość podawania drutu elektrodowego, lw – długość wolnego wylotu elektrody, δl – korekta długości łuku, δµ – korekta indukcyjności, q – wydatek gazu, s – szerokość szczeliny. badania wstępne wykazały, że istotnymi parametrami decydującymi o poprawności wykonania złącza są m.in.: szerokość szczeliny, rodzaj gazu osłonowego oraz długość wolnego wylotu elektrody. spawanie w osłonie czystego argonu nie przyniosło oczekiwanych efektów. dodatek co2 do argonu wpływał na zmniejszenie napięcia powierzchniowego stopiwa, a więc sprzyjał lepszemu kształtowaniu się spoiny. na podstawie badań wstępnych ustalono parametry procesu, dla których otrzymywano poprawne spoiny (tabl. v). adania struktury zł czy adania makroskopowe obserwacjom makroskopowym poddano wszystkie złącza lutospawane. badania prowadzono wizualnie oraz z wykorzystaniem mikroskopu stereoskopowego. 47przegląd spawalnictwa 9/2013 na rysunku 2 przedstawiono widok przykładowej lutospoiny od strony lica i grani. od strony lica wyraźnie widoczna jest strefa, w której powłoka cynku uległa nadtopieniu, a następnie ponownie krystalizowała. zarówno lico, jak i grań lutospoiny zostały prawidłowo uformowane. od strony grani powłoka cynku jest ciągła i przylega do spoiny. wybrane złącza lutospawane poddano statycznej próbie rozciągania. przeprowadzone próby wykazały, że właściwości mechaniczne złączy są wyższe niż materiału podstawowego. we wszystkich przypadkach zerwanie wystąpiło w materiale podstawowym. na rysunku 3 przedstawiono próbkę po rozciąganiu, a w tablicy vi wyniki tej próby. na rysunku 4 pokazano makrostrukturę lutospoiny od strony lica (a) i grani (b). widoczny jest brak ubytków warstwy ochronnej. morfologia powierzchni powłoki cynkowej świadczy o jej roztopieniu podczas procesu i ponownej krystalizacji po przejściu źródła ciepła (rys. 4a). lico i grań mają prawidłowe kształty. na przekrojach poprzecznych (rys. 4c) nie zaobserwowano niezgodności spawalniczych takich jak: pęknięcia, pęcherze gazowe lub porowatość. granica międzyfazowa lut–podłoże jest ciągła. zauważono tylko nieznaczne lokalne nadtopienie łączonych blach (rys. 4c). adania mikroskopowe obserwacje mikroskopowe przeprowadzono na trawionych zgładach przekrojów poprzecznych. do obserwacji i rejestracji mikrostruktury wykorzystano stanowisko wyposażone w mikroskop świetlny olympus ix 70 z możliwością cyfrowego zapisu obrazu. badano złącza od strony lica i grani (rys. 5). szczegółowo obserwowano granicę międzyfazową materiał podłoża – lutowina. zauważono nieznaczny rozrost ziaren w materiale rodzimym tuż przy linii wtopienia (rys. 5a i b). mikrostrukturę grani przedstawiono na rysunkach 5c i 5d. zaobserwowano łagodne przejście grani do materiału rodzimego oraz warstwę ochronną bez uszkodzeń. ustalono, że występują dwa charakterystyczne obszary na granicy międzyfazowej podłoże–lut. pierwszy, kiedy powłoka cynku rozpuszcza się całkowicie w ciekłym spoiwie bez nadtopienia stalowego podłoża (rys. 5b) i drugi, kiedy topi się także warstwa cynku i jednocześnie nadtapia się lokalnie materiał podłoża (rys. 5a). te dwa charakterystyczne obszary badano szczegółowo, stosując mikroskop skaningowy joel 663 wyposażony w spektrometr (wds). w reprezentatywnych obszarach wykonano analizę jakościową powierzchniowych stężeń pierwiastków: cu, zn, fe, si oraz rozkład ys. 2. spoina od strony: a) lica, b) grani ig. 2. the weld from: a) the face, b) the root ys. 3. złącze po próbie rozciągania ig. 3. the joint after tensile testing nr próbki szerokość – amm grubość – b mm maks. siła rozciągająca, kn rm mpa 15 14,46 1,21 6,53 373 parametry lutospawania: i – 45 a; u – 10,8 v; vsp – 5 mm/s ta lica i. wyniki statycznej próby rozciągania ta le i. the results of static tensile testing ys. 4. makrostruktura połączenia lutospawanego: a) widok lica, b) widok grani, c) przekrój poprzeczny ig. 4. the macrostructure of the cmt brazed joint: a) face view, b) root view, c) transverse cross-section a a c tych pierwiastków wzdłuż linii prostopadłej do granicy międzyfazowej. na rysunku 6 przedstawiono mikrostrukturę granicy międzyfazowej z obszaru, gdzie topiła się powłoka cynku i mieszała z ciekłym lutem, a materiał podłoża nie nadtapiał się. granica ta jest ciągła bez 48 przegląd spawalnictwa 9/2013 widocznej warstwy przejściowej. na kolejnych zdjęciach pokazano rozkłady powierzchniowe stężeń analizowanych pierwiastków. z badań tych wynika, że krzem wyraźnie segreguje w pobliżu granicy międzyfazowej, natomiast miedź i rozpuszczony cynk są równomiernie rozmieszczone w lutowinie, tworząc roztwór. ys. 5. mikrostruktury lutospoiny z charakterystycznych obszarów badań od strony: a, b) lica, c, d) grani ig. 5. the microstructure of cmt braze with specific test areas from: a, b) the face, c, d) the root ys. . mikrostruktura granicy międzyfazowej podłoże – lut z obszaru, w którym nie nastąpiło nadtopienie blachy stalowej, oraz rozkłady powierzchniowe stężeń podstawowych pierwiastków ig. . the microstructure of substrate – braze interfacial boundary from the region where there was no melting of steel sheet and the surface distribution of concentration of the base elements ys. . mikrostruktura granicy międzyfazowej podłoże – lut z obszaru, w którym nastąpiło lokalne nadtopienie blachy stalowej, oraz rozkłady powierzchniowe stężeń podstawowych pierwiastków ig. . the microstructure of substrate – braze interfacial boundary from the region of local melting of steel sheet and the surface distribution of concentration of the base elements mikrostrukturę granicy międzyfazowej materiał rodzimy–lutowina dla przypadku, gdy dodatkowo dochodzi do lokalnego nadtopienia stalowego podłoża, przedstawiono na rysunku 7. jakkolwiek granica ta jest ciągła, to wyraźnie widoczne są wydzielenia nowych faz. rozkłady powierzchniowe stężeń pierwiastków wskazują, że obszar ten jest bogaty w krzem i żelazo, natomiast miedź o większym powinowactwie do cynku tworzy z nim roztwór. podsumowanie lutospawanie z zastosowaniem niskoenergetycznej metody cmt przynosi zadowalające efekty w łączeniu blach ocynkowanych ogniowo, dając złącza o wysokiej jakości. zredukowana wartość energii cieplnej wprowadzonej do złącza nie uszkadza warstwy cynkowej. badania struktury złączy wskazują na ciągłą granicę lutowina–podłoże i brak porowatości spoiny. cynk tworzy roztwór z miedzią, natomiast krzem segreguje na granicy z żelazem. w miejscach, gdzie doszło do niewielkiego, lokalnego nadtopienia podłoża, tworzy się roztwór fe-si. 49przegląd spawalnictwa 9/2013 literatura [1] gawrysiuk w.: technologia lutospawania łukowego. zalecenia technologiczne i przemysłowe przykłady zastosowania, przegląd spawalnictwa 3/2005, s.35-40. [2] gawrysiuk w., pfeifer t., winiowski a.: charakterystyka technologii lutospawania łukowego mig/mag, przegląd spawalnictwa 2-3/2005, s.7-20. [3] górka j., kupiec k.: technologia lutospawania tig stalowych ocynkowanych blach karoseryjnych, biuletyn instytutu spawalnictwa 4/2009, s.62-66. [4] klimpel a., górka j., janicki d., zyska t., pniewska a.: technologia lutospawania laserowego stali austenitycznej, przegląd spawalnictwa 9/2007, s.63-70. [5] banasik m., stano s., dworak j.: lutospawanie laserowe na stanowiskach zrobotyzowanych, biuletyn instytutu spawalnictwa 5/2012, s.134-139. [6] de dompablo m.: nowe rozwiązania w technologii spawania coldarc i forcearc, przegląd spawalnictwa 7-8/2009, s.1217. [7] klimpel a., czypryński a., górka j.: lutospawanie metodą gma cienkich blach ocynkowanych, przegląd spawalnictwa 8-9/2004, s.81-85. [8] różański m., gawrysiuk w.: lutospawanie mig/mag blach ocynkowanych i przykłady trudno spawalnych układów materiałowych, przegląd spawalnictwa 9/2007, s.7-12. [9] klimpel a., czypryński a., górka j.: lutospawanie plazmowe pta złączy doczołowych stalowych blach karoseryjnych dwustronnie galwanizowanych cynkiem, przegląd spawalnictwa 9-10/2006, s.72-75. [10] klimpel a., czypryński a., górka j.: lutospawanie laserowe ocynkowanych blach karoseryjnych, biuletyn instytutu spawalnictwa 6/2006, s.39-43. [11] matusiak j., pfeifer t.: niskoenergetyczne metody spawania łukowego w osłonie gazów wpływ warunków materiałowo-technologicznych na jakość złączy i emisję zanieczyszczeń do środowiska pracy, biuletynu instytutu spawalnictwa 5/2008, s.85-92. imię i nazwisko kontakt do osoby zamawiającej: adres nip amawiam artykuły nr zeszytu ..........., rok ............., strony ..................... nr zeszytu ..........., rok ............., strony ..................... nr zeszytu ..........., rok ............., strony ..................... cena 1 artykułu z numeru archiwalnego w wersji elektronicznej: 21 zł (w tym 5% vat) r r r r r r r r pspaw@ps.pl wpłaty nale y dokona na rachunek ankowy bank bph s.a. oddział w warszawie 45 10 0 00 0000 3200 0043 1 3 artykuły wysyłane s drog elektroniczn w ci gu 2 dni od otrzymania zam wienia. ak a przegl d pawalnictwa aw imp ul. świętokrzyska 14a, 00-050 warszawa tel.: 22 827 25 42, faks: 22 336 14 79 podpis firma n n oświadczam, że jestem podatnikiem vat i upoważniam firmę do wystawienia faktury bez podpisu adres e-mail 201504_pspaw.pdf 21przegląd spawalnictwa vol. 87  4/2015 wpływ energii liniowej na skłonność powstawania pęknięć gorących w procesie spawania stali s355j2wp metodą 135 linear energy impact on formation of hot cracks in the welding process of steel s355j2wp by 135 method mgr inż. stanisław pałubicki, mgr inż. stanisław karpiński – politechnika koszalińska. autor korespondencyjny/corresponding author: stanislaw.karpinski@tu.koszalin.pl streszczenie wytrzymałość i trwałość konstrukcji stalowych podczas eksploatacji zależy w dużej mierze od jakości wykonania złącz. niedopuszczalne niezgodności i wady złączy spawanych mogą być przyczyną awarii. w artykule przedstawiono wybrane aspekty wpływu energii liniowej spawania metodą 135 stali trudnordzewiejącej s355j2wp na skłonność powstawania pęknięć gorących. celem wykonanych prób spawania było określenie parametrów stanu optymalnego z uwzględnieniem zredukowania do minimum dostarczonej energii cieplnej oraz z wykorzystaniem nowoczesnych metod planowania eksperymentu i statystycznego opracowania wyników, pozwalających na wyznaczenie modelu matematycznego obiektu badań w postaci funkcji regresji. w artykule zwrócono też uwagę na wątpliwości dotyczące prawidłowego sposobu definiowania energii liniowej spawania. słowa kluczowe: spawalność, parametry i energia liniowa spawania, pęknięcia gorące abstract the strength and durability of steel constructions during their exploitation depends on the quality of the joints. unacceptable discrepancies and defects of welding joints may cause failures. this article presents selected aspects of the linear energy impact on the tendency for formation of hot cracks in the process of welding rust resistant steels355j2wp by 135 method. the purpose of the welding attempts that have been made was to define the optimum state parameters, while reducing thermal energy supply to a minimum, using modern methods of experiment planning and statistical treatment of results, which allowed for developing a methematical research object model in the form of a regression function. the article also highlights certain doubts concerning the appropriate way of defining the linear energy of welding. keywords: weldability, parameters and linear energy of welding, hot cracks wstęp stale trudnordzewiejące łączą w sobie dwie cechy nowoczesnych stali konstrukcyjnych: podwyższoną odporność na warunki atmosferyczne i podwyższoną wytrzymałość. w składzie mają niską zawartość pierwiastków stopowych: chromu, niklu, miedzi i fosforu. pierwiastki te pod wpływem warunków atmosferycznych hamują postęp korozji. stale te w warunkach suchy – mokry, pokrywają się cienką i odporną na korozję powłoką tlenków – patyną, ograniczającą jej postęp w głąb materiału. szybkość korozji jest w nich 23 krotnie mniejsza niż stali konstrukcyjnej o podobnej wytrzymałości. stale te mogą być również pokryte powłokami ochronnymi. po pokryciu powłoką ochronną tworzenie się patyny zostaje zatrzymane, jednak postęp korozji w przypadku uszkodzenia powłoki ochronnej jest znacznie mniejszy niż w stalach zwykłych. podstawowym sposobem łączenia elementów konstrukcyjnych stalowych jest spawanie łukowe, a najpopularniejszą jego odmianą jest spawanie metodą 135 (spawanie łukowe elektrodą topliwą w atmosferze gazu aktywnego chemicznie). metoda ta stosowana jest niemal we wszystkich gałęziach przemysłu. do spawania stali trudnordzewiejących należy zastosować materiały spawalnicze o odporności korozyjnej zbliżonej do materiału rodzimego, zawierające w składzie: miedź, chrom i nikiel [1]. podstawowymi parametrami spawania metodą 135 są: natężenie prądu spawania i, napięcie łuku u stanisław pałubicki, stanisław karpiński 22 przegląd spawalnictwa vol. 87 4/2015 tablica i. własności mechaniczne stali s355j2wp dla blachy o grubości nominalnej 10 mm [2] table i. mechanical qualities of steel s355j2wp for a sheet of 10 mm nominal thickness [2] i prędkość spawania v. między tymi parametrami istnieją bezpośrednie związki mające wpływ na jakość wykonywanych połączeń spawanych. wielkością łączącą ze sobą, wspomniane wcześniej, podstawowe parametry spawania łukowego jest energia liniowa spawania q. jest ona uznawana za podstawowy parametr doboru warunków spawania oraz jako wielkość będącą bazą dla innych wskaźników obliczanych i stosowanych w procesach spawania. głównym czynnikiem decydującym o przydatności stali do spawania i wyborze technologii spawania jest jej skład chemiczny. skład chemiczny stali s355j2wp przedstawiono w tablicy i, a własności mechaniczne w tablicy ii. znak stali metoda odtleniania c (węgiel) mn (mangan) si (krzem) p (fosfor) s (siarka) s355j2wp ff 0 0,12 0 1 0 0,75 0,06 0,15 0 0,03 cr (chrom) ni (nikiel) cu (miedź) al (aluminium całkowite) nb (niob) v (wanad) ti (tytan) 0,3 1,25 0 0,65 0,25 0,55 0,02 0 0,015 0,06 0,02 0,12 0,02 0,1 ff – stal całkowicie uspokojona, zawierająca w wystarczającej ilości pierwiastki łączące wolny azot (np. min. 0,02% al). nazwa wartość granica plastyczności reh ≥ 355 wytrzymałość na rozciąganie rm, mpa 470 630 minimalne wydłużenie próbki a, % 20 tablica ii. własności mechaniczne stali s355j2wp dla blachy o grubości nominalnej 10 mm [2] table ii. mechanical qualities of steel s355j2wp for a sheet of 10 mm nominal thickness [2] uekw=c+2s + __ p 3 + _______ si 0,4 10 + ________ mn 0,8 12 + ___ ni 12 + ____ cu 15 + _______ cr 0,8 15 gdzie: c, s, p, si, mn, ni, cu, cr – procentowa zawartość pierwiastków stopowych w stali. równoważnik chemiczny, obliczony według zależności (1), dla stali s355j2wp wynosi: wskaźnikiem spawalności rozpatrywanej stali jest tzw. równoważnik chemiczny (ekwiwalent węgla) cekw wyrażony równaniem [3]: uekw= 0,12 + 2 • 0,03 + _____ 0,15 3 _________0,75 0,4 10 + + _______ 1 0,8 12 + 0,65 12 + + ____0,55 15 + _________ 1,25 0,8 15 = 0,402 pęknięcia gorące są jednymi z najczęściej występujących niezgodności, powstających w procesie spawania, które mogą zdyskwalifikować wykonane złącze. szczególne znaczenie ze względu na bezpieczeństwo eksploatacji konstrukcji spawanych mają pęknięcia krystalizacyjne w spoinie. powstawanie pęknięć gorących może być uwarunkowane [3, 4]: – składem chemicznym metalu spoiny, – warunkami i charakterem procesu krystalizacji, – stopniem rozwoju niejednorodności wewnątrzkrystalicznej, – wartością energii liniowej spawania, – typem złącza oraz współczynnikiem kształtu spoiny, – konstrukcją i sztywnością połączenia spawanego. wartości cekw stosowane jako kryterium oceny skłonności do pęknięć gorących dla stali trudnordzewiejących wynoszą odpowiednio [3]: – cekw > 0,45 – stal skłonna, – cekw < 0,15 – stal odporna, – 0,15 < cekw < 0,45 – stal częściowo skłonna. stal s355j2wp przy wartości cekw = 0,402 można zaliczyć do grupy stali częściowo skłonnych do powstawania pęknięć gorących, czyli niemających nieograniczonej przydatności do spawania. w związku z tym, podczas opracowywania technologii spawania, należy wziąć pod uwagą warunki wykonania i eksploatacji złącza oraz wymiary i kształt konstrukcji. energia liniowa spawania energia liniowa jest to ilość ciepła przypadająca na jednostkę długości spoiny l, według pn en 1011-1: 2009 jest to ilość wprowadzonego ciepła q. oblicza się ją z następującej zależności [5]: _____u • l v q= k • • 10-3 kj/mm 2) gdzie: k – współczynnik sprawności cieplnej (dla metody 135), k = 0,8 [6], u – napięcie łuku w v, i – natężenie prądu spawania w a, v – prędkość spawania w mm/s. energii liniowej nie można mierzyć bezpośrednio. została ona wyliczona na podstawie wzoru (2), w oparciu o zmierzone wartości: napięcia łuku, natężenia prądu spawania oraz prędkości spawania. do obliczeń przyjęto wartości średnie wymienionych parametrów. metodyka badań podstawą statystycznych metod identyfikacji obiektów jest rozpatrywanie rzeczywistych obiektów jako 23przegląd spawalnictwa vol. 87  4/2015 procesów losowych, statystycznych. wykorzystując zasadę „czarnej skrzynki”, tj. braku pełnej znajomości mechanizmów obiektu, poszukuje się związków pomiędzy zmiennymi wyjściowymi a zmiennymi wejściowymi (znanymi i pozwalającymi na sterowanie). eksperyment zaplanowano przy wykorzystaniu programu experiment planner 1.0.1. jest to program komputerowy służący do planowania eksperymentów rozpoznawczych (identyfikacyjnych) i właściwych [7,8]. dokonano określenia istotności wpływu czynników wejściowych i ich parametrów dla badań właściwych wpływu energii liniowej spawania stali trudnordzewiejącej s355j2wp metodą 135 na skłonność powstawania pęknięć gorących. czynniki wejściowe (ang. input. factors) to czynniki wpływające istotnie na czynnik wynikowy, jak również czynniki nieistotne lub niepoddawane badaniu w danym eksperymencie, określające jednak warunki, w jakich ma być on prowadzony. zostały one zestawione w tablicy iii (czynniki badane: poz. 3, 4, 6). czynniki wejściowe parametry czynników wejściowych dla metody spawania 135 symbol spoiny/pozycja spawania fw/pb średnica elektordy, mm 1,2 natężenie prądu, a 190300 biegunowość dc (+) prędkość spawania, mm/s 67 materiał dodatkowy (spoiwo) multimet imt 2 wg. en iso 1431 a gaz ochronny m21 wg. pn-en iso 14175 (80%ar +20%co2) natężenie przepływu gazu ochronnego, 1/min 1518 rodzaj przygotowania i czyszczenia przed spawaniem usunięto warstwę patyny, odsłaniając czystą stal na powierzchni o szerokości 1020 mm wzdłuż spawanego złącza podgrzewanie wstępne, °c 100 max. temperatura międzyściegowa, °c 190 tablica iii. czynniki wejściowe i ich parametry dla badań właściwych wpływu energii liniowej spawania stali trudnordzewiejącej s355j2wp na skłonność powstawania pęknięć gorących dla metody 135 table iii. input factors and their parameters for the study of linear energy impact on the tendency for formation of hot cracks in the process of welding rust resistant steel s355j2wp by method 135 plan badań właściwych opracowano jako plan trójpoziomowy (3lexp – 3 levels experiment). umożliwia on identyfikację obiektów nieliniowych opisywanych np. funkcją kwadratową. plan ten stosowany jest do badania obiektów o 1 3 czynników zmiennych. liczba doświadczeń w tym planie wynosi 3s (gdzie: s – liczba czynników zmiennych) [7,8]. zakłada on badanie czynników na następujących poziomach: – poziom górny (maksymalny), – poziom centralny (średni), – poziom dolny (minimalny). w kolejnych oknach programu experiment planner 1.0.1 zdefiniowano eksperyment, określono liczbę pomiarów i poziom istotności α (rys. 1) oraz zdefiniowano czynniki wejściowe (rys. 2). rys. 1. widok okna definicji eksperymentu właściwego dla metody 135 z wykorzystaniem programu experiment planner 1.0.1 fig. 1. view of the window of the specific experiment’s definition for method 135 with the use of experiment planner 1.0.1 application rys. 2. widok okna definicji czynników wejściowych dla eksperymentu właściwego dla metody 135 z wykorzystaniem programu experiment planner 1.0.1 fig. 2. view of the window of the definition of input factors for the specific experiment for method 135 with the use of experiment planner 1.0.1 application próbki badawcze wykonano jako złącze teowe ze spoiną pachwinową, ze względu na większą skłonność spoin pachwinowych do pęknięć krystalizacyjnych [3,9]. przy takim samym współczynniku kształtu, ryzyko pękania spoiny pachwinowej jest o około 25% większe niż spoin doczołowych [3,10]. pomiaru energii liniowej dokonano metodą pośrednią, w oparciu o zmierzone wartości: napięcia łuku, natężenia prądu spawania oraz prędkości spawania. prędkość spawania przeliczono na czas spawania pojedynczego ściegu próbki (długość próbek wynosiła 200 mm) i dokonywano pomiarów ww. czasu. stanowisko do badań wpływu energii liniowej spawania metodą 135 na skłonność powstawania pęknięć gorących wyposażono w półautomat spawalniczy z wydzielonym podajnikiem figel 500. stanowisko zasilano gazem osłonowym z centralnej instalacji, której przyłącza wyposażone są w zawory regulacyjne i rotametry. próby spawania przeprowadzono z parametrami określonymi w opracowanym planie eksperymentu przy zastosowaniu jako materiału dodatkowego drutu elektrodowego multimet imt 2 o średnicy 1,2 mm. 24 przegląd spawalnictwa vol. 87 4/2015 przed spawaniem próbki podgrzano do temperatury początkowej określonej w tablicy iii. temperatura ta została określona na podstawie empirycznej zależności seferiana [3, 11]: tp= 350 √ce(1 + 0,005g) 0,25 °c 3) gdzie: g – grubość blachy w mm, ce – chemiczny równoważnik węgla. próbki spawano w trybie ręcznej regulacji parametrów spawania. zadane parametry wprowadzano poprzez dotykową klawiaturę znajdującą się na podajniku urządzenia. wyniki badań do wykrycia niezgodności spawalniczych występujących w wykonanych złączach badawczych wykorzystano trzy metody badań: – badania nieniszczące (do niezgodności zewnętrznych): – badania wizualne (vt) wg. pn-en iso 17637:2011, – badania magnetyczno-proszkowe (mt) wg. pnen iso 17638:2010, – badania niszczące (do niezgodności wewnętrznych), wg. pn-en iso 17641-1: 2005: przecięto mechanicznie pas próbki między spoinami wzdłuż osi podłużnej i rozłamano próbki, przełom spoiny poddano oględzinom w celu wykrycia pęknięć w grani. w wyniku przeprowadzonej oceny jakości wykonania próbek badawczych nie stwierdzono występowania pęknięć gorących. ze względu na jakość spoin próbki podzielono na trzy grupy, jako kryterium wykorzystano wartość energii liniowej spawania: – grupa i mała wartość energii liniowej spawania: q < 0,7 w kj/mm, jest przyczyną rozprysku, braku przetopu, przyklejeń i nieregularnego kształtu spoiny, spoina jest wąska i nieregularna a przetopienie ma kształt owalny (przelot grubokroplowy), rysunek 3, rys. 3. widok spoiny fw spawanej metodą 135 o parametrach: a) i = 190 a, u = 26,5 v, v = 7 mm/s, q = 0,576 kj/mm, b) i = 190 a, u = 30 v, v = 7 mm/s, q = 0,654 kj/mm fig. 3. view of fw weld obtained by 135 method with parameters: a) i = 190 a, u = 26.5 v, v = 7 mm/s, q = 0.576 [kj/mm], b) i = 190 a, u = 30 v, v = 7 mm/s, q = 0.654 kj/mm a) b) – grupa ii – średnia wartość energii liniowej spawania: 0,7 ≤ q ≤ 1 w kj/mm, wtopienie jest szerokie przy licu, stopniowo zwęża się wraz ze wzrostem głębokości (kształt grzybka) rysunek 4, złącza poprawne, a) b) c) rys. 4. widok spoiny fw spawanej metodą 135 o parametrach: a) i = 300 a, u = 23 v, v = 6,5 mm/s, q = 0,85 kj/mm, b) i = 245 a, u = 30 v, v = 7 mm/s, q = 0,839 kj/mm, c) przełom próbki b fig. 4. view of fw weld obtained by 135 method with parameters: a) i = 300 a, u = 23 v, v = 6.5 mm/s, q = 0.85 kj/mm, b) i = 245 a, u = 30 v, v = 7 mm/s, q = 0.839 kj/mm, c) breakthrough sample b – grupa iii górna wartość energii liniowej spawania: q > 1 w kj/mm, przetopienie ma miejscowe zagłębienie w wyniku oddziaływania skupionego strumienia metalu elektrodowego (przelot natryskowy), rozprysk i podtopienia, rysunek 5. rys. 5. widok spoiny fw spawanej metodą 135 o parametrach: a) i = 300 a, u = 30 v, v = 6,5 mm/s, q = 1,109 kj/mm, b) i = 300 a, u = 30 v, v = 7 mm/s, q = 1,032 kj/mm fig. 5. view of fw weld obtained by 135 method with parameters: a) i = 300 a, u = 30 v, v = 6,5 mm/s, q = 1.109 kj/mm, b) i = 300 a, u = 30 v, v = 7 mm/s, q = 1.032 kj/mm a) b) 25przegląd spawalnictwa vol. 87  4/2015 wyznaczenie modelu matematycznego opisującego badany obiekt i sprawdzenie jego adekwatności po zakończeniu spawania próbek badawczych i skompletowaniu wyników, wprowadzono je do dokumentu eksperymentu programu experiment planner 1.0.1.(rys. 6). rys. 6. postać tabeli pomiarowej dla badań właściwych (plan trójpoziomowy 3lexp) wpływu energii liniowej spawania stali trudnordzewiejącej s355j2wp na skłonność powstawania pęknięć gorących dla spoiny fw spawanej metodą 135 fig. 6. measurement table for the specific study (three-level plan – 3lexp) of linear energy impact on the tendency for formation of hot cracks in fw welds in the process of welding rust resistant steel s355j2wp by 135 method w każdym doświadczeniu dokonano trzech pomiarów i przeprowadzono analizę wyników doświadczeń pod względem występowania błędów grubych. z przeprowadzonej analizy wynika, że przy badaniu testem: b-grubbsa, b4 i b6 żaden z wyników nie jest obciążony błędem grubym, można więc uznać, że dla analizowanych wyników różnice między powtórzeniami są nieistotne statystycznie – tzn. że zakłócenia w badanym procesie były na tyle niewielkie, że wszystkie wyniki mieszczą się w wyznaczonym zakresie. na podstawie wyników eksperymentu wyznaczono model matematyczny. jako najbardziej odpowiednią funkcję regresji, opisującą proces spawania metodą 135, przedstawiającą zależność energii liniowej spawania od parametrów procesu, wybrano funkcję wykładniczą stopnia drugiego bez interakcji, która ma postać: po obliczeniu współczynników funkcji regresji określono adekwatność modelu matematycznego opisującego badany proces. obliczony współczynnik korelacji wielowymiarowej r dla wyznaczonego modelu matematycznego procesu spawania metodą 135 spoiny fw wynosi 0,9998 świadczy to o dopasowaniu równania regresji do wyników eksperymentu. istotność współczynnika korelacji wielowymiarowej obliczono na podstawie porównania wartości funkcji testowej z wartością krytyczną (wartość testu f-snedecora): – wartość funkcji testowej: f = 1,4997, – wartość krytyczna funkcji dla założonego poziomu istotności : fkryt = 2,12. w związku z tym, iż zachodzi nierówność: f < fkryt nie ma podstaw do odrzucenia hipotezy o istotności współczynnika korelacji wielowymiarowej i można stwierdzić, że model jest adekwatny do rezultatów eksperymentu dla założonego poziomu istotności α = 0,05. następnie określono istotność każdego z członów funkcji regresji. istotność współczynników równania regresji obliczono przy pomocy testu t-studenta. z przeprowadzonych obliczeń wynika, iż wszystkie obliczone współczynniki równania są istotne i powinny znaleźć się w równaniu regresji. korzystając z funkcji math model and experiment comparison, sprawdzono, jaka jest różnica wyników równania obiektu i równania modelu (rys. 7). stwierdzono, że błąd jest mniejszy niż 0,1% dla każdego doświadczenia oraz że wariancja dla całości doświadczeń jest mniejsza niż 0,01%. można zatem stwierdzić, że wyznaczony model matematyczny jest zgodny z zadaną funkcją [7,8]. q = exp (-1,6387592+0,0081553237*i+0,071599112*u-0,32084334*v-8,1847024e-6*i^2-0,00063694597* u^2+0,012835959*v^2) rys. 7. porównanie wyników eksperymentu i modelu matematycznego dla metody 135 z wykorzystaniem programu experiment planner 1.0.1 fig. 7. comparison of the experiment’s results and the mathematical model for 135 method with the use of experiment planner 1.0.1 application 26 przegląd spawalnictwa vol. 87 4/2015 wyznaczenie parametrów stanu optymalnego po wyznaczeniu modelu matematycznego opisującego badany proces, sporządzono charakteryzujące go wykresy. naniesiono na nie wyniki eksperymentu (tablica iv). pozwalają one na szybką ocenę obiektu badań oraz wyznaczenie stanów optymalnych. a) b) rys. 8. wykresy modelu matematycznego wartości energii liniowej q dla spoiny fw wykonanej metodą 135, wyznaczone na podstawie przeprowadzonego eksperymentu z zaznaczonymi obszarami parametrów optymalnych: a) u napięcie łuku i i natężenie prądu spawania, b) i natężenie prądu spawania i v prędkość spawania fig. 8. charts of the mathematical model of the q linear energy value for fw welds obtained by 135 method, determined on the basis of the experiment conducted, with highlighted areas of optimum parameters: a) u – arc tension and i – voltage of welding, b) i voltage of welding and v – speed of welding rys. 9. instrukcja technologiczna spawania dla spoiny pachwinowej złącza teowego zgodna z pnen iso 15609-1: 2007 fig. 9. welding procedure specification for fw weld obtained by 135 method compatible with pnen iso 15609-1: 2007 ponieważ w modelu występują trzy zmienne, wykonano wykresy trójwymiarowe (rys.8). na podstawie wyników opisanych powyżej prób badawczych opracowano instrukcję technologiczną spawania (ang. welding.procedure.specification.wps) dla spoin pachwinowych złącza teowego wykonywanych metodą 135 dla stali trudnordzewiejącej s355j2wp o grubości 10 mm, zgodną z pn en iso 15609 1: 2007 (rys.9). l.p. energia liniowa spawania q, kj/mm l.p. energia liniowa spawania q, kj/mm l.p. energia liniowa spawania q, kj/mm i pomiar ii pomiar iii pomiar i pomiar ii pomiar iii pomiar i pomiar ii pomiar iii pomiar 1 0,583 0,585 0,586 10 0,538 0,537 0,539 19 0,499 0,501 0,502 2 0,753 0,751 0,752 11 0,694 0,696 0,693 20 0,644 0,646 0,645 3 0,921 0,918 0,922 12 0,849 0,851 0,85 21 0,789 0,791 0,792 4 0,671 0,673 0,675 13 0,621 0,624 0,622 22 0,575 0,572 0,576 5 0,864 0,863 0,866 14 0,799 0,797 0,798 23 0,742 0,741 0,739 6 1,061 1,065 1,059 15 0,978 0,977 0,976 24 0,909 0,911 0,908 7 0,762 0,758 0,76 16 0,702 0,704 0,701 25 0,651 0,653 0,654 8 0,98 0,982 0,979 17 0,905 0,906 0,906 26 0,841 0,842 0,839 9 1,201 1,199 1,198 18 1,108 1,107 1,109 27 1,029 1,031 1,032 tablica iv. zestawienie wyników prób badawczych spawania spoin fw metodą 135 dla stali s355j2wp table iv. compilation of the results of experimental attempts to fw welds obtained by 135 method for steel s355j2wp q.< 0,7 q.> 1 0,7 ≤.q.≤ 1 oznaczenia: 27przegląd spawalnictwa vol. 87  4/2015 podsumowanie i wnioski w wyniku przeprowadzonej oceny jakości wykonania próbek badawczych nie stwierdzono występowania pęknięć gorących. utrzymywanie energii liniowej spawania, będącej wskaźnikiem ilości ciepła wprowadzanego na jednostkę długości spoiny na określonym poziomie, prowadzi do właściwych efektów spawalniczych i metalurgicznych, czyli uzyskania poprawnego złącza spawanego. w trakcie badań zaobserwowano różnice występujące w: polach przetopienia, strefach wpływu ciepła i głębokościach wtopienia uzyskane przy teoretycznie identycznej energii liniowej. wynika z tego wniosek, że energia liniowa nie jest parametrem dostatecznie precyzyjnym, nie uwzględnia bowiem wielu czynników mających bezpośredni wpływ na procesy cieplne i przemiany strukturalne zachodzące podczas procesu spawania (np. biegunowości i przebiegu prądu, współczynnika mocy łuku, rodzaju gazu osłonowego, średnicy elektrody i inne). czynniki te, nieuwzględniane podczas doboru parametrów spawania, mogą doprowadzić do nieoczekiwanych problemów technologicznych, a w efekcie do niewłaściwego przebiegu procesu spawania. biorąc powyższe pod uwagą, w celu uzyskiwania powtarzalnych, ściśle określonych cech spoin, energia liniowa spawania powinna być traktowana jako parametr wymagający korekcji. nowoczesne metody planowania eksperymentu oraz statystycznego opracowania wyników pozwalają na opracowanie modelu matematycznego obiektu badań w postaci funkcji regresji. na jej podstawie pozwalają przewidywać wyniki prób technologicznych i wstępnie dobierać warunki spawania. należy jednak sprawdzić je praktycznie przed zastosowaniem technologii w warunkach procesu produkcyjnego. uzyskane wyniki pozwalają na zoptymalizowanie projektowania procesów technologicznych, a co za tym idzie skrócenie cyklu przygotowania produkcji i zmniejszenie kosztów z tym związanych, zwiększając konkurencyjność na rynku. tego typu sposób doboru parametrów spawania, może znaleźć zastosowanie w zautomatyzowanych procesach spawalniczych. próby.badawcze.do.pracy.wykonano.w.zamet.industry.s .a ..-.zakład.mostostal.chojnice . literatura [1] [pn-en 1090-2: 2009: wykonanie konstrukcji stalowych i aluminiowych – część 2: wymagania techniczne dotyczące konstrukcji stalowych. [2] pn-en 10025-5: 2007: wyroby walcowane na gorąco ze stali konstrukcyjnych – część 5: warunki techniczne dostawy stali konstrukcyjnych trudnordzewiejących. [3] e. tasak, a. ziewiec: spawalność materiałów konstrukcyjnych, tom i, spawalność stali. wydawnictwo jak, kraków 2009. [4] e. tasak, a. ziewiec: charakterystyka pęknięć w połączeniach spawanych i sposoby zapobiegania. spajanie metali i tworzyw w praktyce, 2007, nr 2, s. 10-15. [5] k. ferenc: spawalnictwo. wydawnictwa naukowo techniczne, warszawa 2007. [6] m. łomozik: metaloznawstwo i spawalność metali. instytut spawalnictwa, gliwice 1997. [7] l. kukiełka: podstawy badań inżynierskich. wydawnictwo naukowe pwn, warszawa 2002. [8] s. kukiełka: experiment planner 1.0 – komputerowy program planowania eksperymentów rozpoznawczych i właściwych oraz identyfikacji i analizy modelu matematycznego obiektu badań. praca magisterska. politechnika koszalińska, koszalin 2002. [9] pn-en iso 17641-1: 2005: badania niszczące spoin w metalach. badania pękania na gorąco złączy spawanych metody spawania łukowego część 1: postanowienia ogólne. [10] e. tasak: metalurgia spawania. wydawnictwo jak, kraków 2008. 0,7 ≤.q.≤ 1 ps 4 2018 www.pdf 14 przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 komputerowe symulowanie procesu spawania przy zginaniu z wykorzystaniem oprogramowania marc/mentat computer welding simulation under bending using marc/mentat software inż. grzegorz fiuk, dr hab. inż. dariusz rozumek, prof. po – politechnika opolska. autor korespondencyjny/corresponding author: fiuk.grz@gmail.com streszczenie w pracy przedstawiono podstawowe możliwości wspomagania procesu projektowania złączy spawanych wraz z analizą siły gnącej z wykorzystaniem oprogramowania msc marc/ mentat. program ten może być używany do obliczania naprężeń i odkształceń w zakresie liniowo-sprężystym i nieliniowym. słowa kluczowe: spawanie; mes; spoina; zginanie abstract the paper presents the basic possibilities of using msc marc/mentat for computer aided welding simulation, with additional bending force. the software may be used to calculate stresses and strains in the linear-elastic and nonlinear range. keywords: welding; fem; welds; bending wstęp aktualnie w przedsiębiorstwach coraz częściej wykorzystuje się komputerowe wspomaganie procesu spawania, szczególnie na etapie projektowania. jest to motywowane chęcią wsparcia procesu spawania, czyli analizą naprężeń i odkształceń występujących podczas procesu spawania, która ma istotny wpływ na trwałość złącza. podczas analizy numerycznej należy pamiętać, że uzyskane wyniki powinny zostać zweryfikowane doświadczalnie. obliczenia numeryczne są szczególnie ważne w przemyśle wykorzystującym skomplikowane procesy montażowe, podczas których elementy poddawane spawaniu po krótkim czasie są obrabiane mechanicznie lub poddawane procesowi montażu. dzieje się tak między innymi w procesie spawania ram samochodowych na linii montażu bądź w procesie produkcji wałów napędowych, kiedy po korekcji wyważania wał jest na końcach osadzany przegubowo. celem pracy jest przedstawienie oprogramowania msc marc/mentat i jego możliwości do symulowania procesu spawania. przegląd dostępnych rozwiązań aktualnie na rynku funkcjonuje kilka rozwiązań computer aided engineering pomagających projektować połączenia spawane. do najpopularniejszych systemów cae, oprócz marc/mentat, należą między innymi simufact welding, marki msc. wykorzystują one rozwiązanie marca i są bardzo grzegorz fiuk, dariusz rozumek przeglad welding technology review przyjazne dla użytkownika w kontekście interfejsu, pozwalając jednocześnie na zaawansowane analizy procesu spawania oraz jego szybkie prototypowanie. proste analizy możliwe są do wykonania w oprogramowaniu abaqus oraz w większości popularnych systemów cad, z uwzględnieniem jednak modelu ideowego i rozkładu naprężenia bez realizowania obliczeń termicznych. do ciekawych rozwiązań również należy code_aster, który jest rozwijany przez francuską firmę państwową électricité de france będącą dostawcą energii elektrycznej we francji. pozwala on na badanie procesów spawania wielościegowego oraz na implementacje przemian fazowych, ale jest środowiskiem, które wymaga doświadczenia w użytkowaniu oraz interpretacji wyników analizy metody elementów skończonych (mes). interesującym rozwiązaniem do rozważania procesów spawalniczych są rozwiązania dystrybuowane przez larsa-erika lindgren z luleå tekniska universitet w szwecji. profesor lindgren jest obecnie jednym z najbardziej zaangażowanych naukowców z dziedziny komputerowej symulacji spawania i stworzył subprogram cwmlab [1], który jest oparty na matlabie. program ten pozwala analizować procesy spawania elementów przestrzennych 3d. opis programu  oprogramowanie marc/mentat firmy msc jest kompletnym zestawem preprocesora, solvera oraz post procesora. jest to jedno z najlepszych środowisk inżynierskich doi:.http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v90i4 .874 15przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 rys. 1. interfejs graficzny mentat fig. 1. gui of mentat rys. 2. model źródła ciepła proponowany przez goldaka fig. 2. goldak heat source model wykorzystywanych do obliczeń nieliniowych. interfejsem graficznym użytkownika (gui) przeznaczonym do wstępnego (pre-processing) i końcowego przetwarzania (postprocessing) jest mentat (rys. 1) [2]. program ten pozwala na tworzenie geometrycznego modelu oraz jego edycję. istnieje możliwość pracy na modelach przestrzennych 3d, płaskich shellach 2d oraz cienkich blach. rozbudowana konfiguracja modelu pozwala na pokrycie go siatką mesh według potrzeb użytkownika. przygotowanie modelu może się odbyć też poza mentatem, ponieważ istnieje możliwość importowania plików geometrycznych stl, iges i popularnych formatów cad czy modeli przygotowanych w innych pre-processorach jak nastran/abaqus. jest to zalecana ścieżka pracy z powodu znacznie większej wydajności i jakości, szczególnie ze skomplikowanymi modelami przestrzennymi. gdzie zgodnie z propozycją goldaka [2,3] przyjmuje się podwójną elipsoidę za kształt źródła ciepła (rys. 2): (1) (2) gdzie: q – jest mocą energi spawania, a, b, cr, cf – są wymiarami przestrzennymi źródła, fr, ff – to wartości bezwymiarowe obliczane z wzorów: sam program posiada własną bazę materiałową, jednak jego istotnym walorem jest możliwość wprowadzenia materiałów niestandardowych, takich jak specjalistyczne stale stopowe, wysokogatunkowe stopy aluminium, tytan czy platery. jedną z najważniejszych zalet środowiska marc/ mentat w zakresie materiałowym jest możliwość zaawansowanej parametryzacji właściwości materiałowych, łącznie z możliwością implementowania przemian fazowych stopu. materiały mogą być rozpatrywane jako obiekty o zachowaniu liniowym oraz nieliniowym w zależności od potrzeb użytkownika. oprogramowanie msc pozwala na wykorzystanie rozbudowanej biblioteki modeli (elementów) potrzebnych do budowania siatki mesh. elementy mogą posiadać od 3 do 21 węzłów z różnymi możliwościami oddziaływania między sobą. model w preprocessingu jest parametryzowany co do warunków brzegowych. do kwestii kluczowych należy opis utwierdzeń, ustawienia brzegowych temperatur modelu czy stref kontaktowych w zakresie bliskich układów. cechy kontaktowe są dość szczegółowo parametryzowane w postaci budowy i sposobów oddziaływania poszczególnych elementów modelu, ich właściwości oraz oddziaływania poszczególnych części modelu z innymi elementami przy konkretnej charakterystyce kontaktowej. zagadnienia spawalnicze opisywane są głównie za pomocą funkcji weldpath, weldfiller oraz weldflux [2]. funkcja weldpath odpowiada za trajektorie ruchu źródła mocy traktowanego jako źródło ciepła. może być sterowana konkretnymi węzłami (nodami), krzywymi, bądź instrukcją stworzoną przez użytkownika. weldfiller pozwala określić zachowanie spoiwa w funkcji temperatury inicjacji oraz ewentualnie czas uruchomienia w przypadku skomplikowanych ścieżek spawania bądź modelowania wielościegowego. finalnie źródło ciepła modelowane jest za pomocą opcji weld flux (w przypadku przedstawianego tu rozwiązania w wersji objętościowej volume), parametry spawania mogą być sterowane dość szczegółowo z użyciem podprogramów tworzonych przez użytkownika (subroutine), które pozwalają na własnoręczne sterowanie parametrami weldpath, weldfiller i weldflux. możliwe jest również wykorzystanie modelu cylindrycznego źródła ciepła używanego przy symulacji spawania laserowego. sam proces spawania może być lokalnie wspierany przez adaptacyjne regenerowanie (remeshowanie) siatki w rejonie aktualnie przemieszczającego się źródła mocy [2]. najpopularniejszymi rozwiązaniami dla połączeń spawanych są dwa warianty: wejścia w geometryczny rejon oddziaływania źródła wraz z sąsiadującymi elementami (nodes in box) albo wzrostu gradientu temperatury w lokalnym układzie źródła mocy. opis symulacji do symulacji wykorzystano oprogramowanie msc marc/ mentat, z licencją w wersji studenckiej (ograniczenie elementów/nodów do 5000, brak możliwości obliczeń z użyciem wielu rdzeni), zamodelowano połączenie doczołowe ukosowane na v, z dwóch blach gatunku 1.7337 o wymiarach 10 x 50 x 100 mm. parametry spawania dobrano z karty technologicznej oraz literatury [2,3], jednak zrezygnowano z modelowania spoiny dwuściegowej (wymaganej w rzeczywistości dla tej grubości blachy) z powodu ograniczeń obliczeniowych licencji studenckiej, zamiast tego przyjęto połączenie jednościegowe jako ideowe dla tego schematu połączenia. płyty utwierdzono w osiach x, y, z na krańcowych częściach modelu, temperaturę początkową modelu ustawiono na 30 °c. dla płyty lewostronnej zastosowano lokalny remeshing w trybie węzłów w rejonie jeziorka spawalniczego (node in weld pool region), a symulację zamodelowano dla czasu 500 s. następnie w czasie 10 s, poddano płytę zginaniu w środkowej części modelu siłą f -50 kn w kierunku osi y. schemat warunków brzegowych dla zginania przedstawiono na rysunku 3. 16 przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 rys. 3. warunki brzegowe dla utwierdzenia i siły f fig. 3. structural boundary conditions and applicated force f rys. 4. rozkład temperatur w procesie spawania fig. 4. temperature distribution in the welding process rys.  5.  rozkład naprężeń wg hubera-missesa: a) widok z góry, b) z widoczną zregenerowaną siatką mesh (widok z góry) fig. 5. stress distribution according to huber-misses: a) top view, b) with visible regenerated mesh (top view) rys. 6. przemieszczenie przy zginaniu płyty po spawaniu w kierunku osi y fig. 6. displacement under bending the plate after welding in the direction of the y axis wyniki symulacji i ich analiza  wyniki symulacji przedstawiono na rysunkach 4÷6. rysunek 4 ilustruje rozkład pola temperatury w czasie 20 s od rozpoczęcia procesu spawania. analiza naprężeń zredukowanych wg hubera-missesa po skończonym procesie spawania, z wyłączeniem spoiwa, została przedstawiona na rysunku 5a i rysunku 5b. przedstawiono na nim dwie płyty prawą (rys. 5a) i lewą (rys. 5b). płyta lewa została przedstawiona z regenerowaną siatką mesh dla strefy wpływu ciepła, która ma wpływ na dokładność wyników w porównaniu z prawą płytą. kumulacja naprężeń występuje w okolicy strefy wpływu ciepła oraz przy utwierdzeniu płyt. rysunek 6 przedstawia odkształcenie płyt po zginaniu w kierunku osi y z widocznym maksymalnym przemieszczeniem dochodzącym do 5 mm. literatura [1] lindgren l.e., computational welding mechanics, woodhead publishing, 2007. [2] marc volume a, theory and user information, msc software corporation, 2017. podsumowanie  na podstawie przeprowadzonej symulacji zginania podczas procesu spawania sformułowano następujące wnioski: 1. możliwe jest użycie oprogramowania msc marc/mentat do symulowania procesów spawania. 2. dokładniejsze wyniki rozkładu naprężeń uzyskano dla płyty lewej poddanej regeneracji siatką mesh (rys. 5). [3] goldak j. a., mehdi a., computational welding mechanics, springer us, 2010. a) b) 201412_pspaw.pdf 20 przegląd spawalnictwa vol. 86 12/2014 przemysław stasiuk aleksander karolczuk wiesław kuczko analiza niejednorodnego rozkładu naprężeń ekwiwalentnych w spawanym złączu krzyżowym przy obciążeniach zmiennych analysis of non-uniform distribution of the equivalent stress in cross-welded joint under variable loading mgr inż. przemysław stasiuk, dr hab. inż. aleksander karolczuk – politechnika opolska, mgr inż. wiesław kuczko – politechnika poznańska. autor korespondencyjny/corresponding author: stasiuk@formopex.pl streszczenie w pracy wyznaczono rozkład naprężeń ekwiwalentnych w połączeniu spawanym na podstawie rzeczywistego odwzorowania powierzchni złącza uzyskanego dzięki skanowaniu 3d. do badań wybrano złącze krzyżowe oraz stal s355j2+n. rzeczywiste próbki poddano próbom cyklicznego rozciągania-ściskania o zerowej wartości średniej siły wymuszającej. uzyskane trwałości zmęczeniowe porównano z uzyskanymi metodą elementów skończonych rozkładami naprężeń ekwiwalentnych. słowa kluczowe: złącza spawane, modelowanie naprężeń, zmęczenie abstract the article presents the distribution of equivalent stresses in the welded joint based on a real shape of a weld received from 3d scanning process. crosswelded joint and s355j2+n steel were chosen. the specimens were experimentally tested under cyclic push-pull loading with a zero mean value of applied force. fatigue lives were compared with a stress distribution calculated by finite element method. keywords: welded joints, stress modeling, fatique wstęp spawanie jest obecnie szeroko rozpowszechnioną w przemyśle metodą łączenia elementów stalowych. pozwala konstruktorom na swobodne kształtowanie konstrukcji zarówno w zakładzie wytwórczym, jak i na placu budowy. można zauważyć coraz szersze zastosowanie zautomatyzowanych urządzeń spawalniczych. o ile jest to ekonomicznie uzasadnione w przypadku bardzo dużej powtarzalności wyrobów, lub w przypadku długich, prostych spoin, to dla elementów o złożonej geometrii, często produkowanych jednostkowo lub w małych seriach, byłoby to problematyczne i kosztowne a czasem, wręcz niemożliwe. spawanie ręczne pozostanie zatem jeszcze na długo istotnym elementem procesów technologicznych w wytwórniach konstrukcji stalowych. kształt spoiny układanej manualnie przez spawacza charakteryzuje się zmiennymi wartościami kąta lica oraz promienia zaokrąglenia linii wtopu, ponadto występują na niej miejscowe podtopienia i nieciągłości. w literaturze [1÷4] spotkać można analizę teoretycznego zarysu spoiny. celem tej pracy jest zbadanie wpływu zbliżonego do rzeczywistego kształtu spoiny na wytrzymałość złącza oraz porównanie go z wartościami teoretycznymi uzyskanymi dla modelu porównawczego o geometrii zgodnej z wytycznymi międzynarodowego instytutu spawalnictwa (iiw) [5] dla metody efektywnego naprężenia w karbie. 21przegląd spawalnictwa vol. 86  12/2014 w pracy wyznaczono rozkład naprężeń ekwiwalentnych w złączu spawanym na podstawie rzeczywistego odwzorowania powierzchni złącza uzyskanego dzięki skanowaniu 3d i analizie metodą elementów skończonych (mes). do badań wybrano złącze krzyżowe ze spoiną typu k z dodatkową obustronną pachwiną. jako materiał bazowy posłużyła stal s355j2+n – materiał powszechnie stosowany w przemyśle maszynowym oraz budowlanym. zeskanowane próbki poddano cyklicznemu rozciąganiu-ściskaniu o zerowej wartości średniej siły wymuszającej. uzyskane trwałości zmęczeniowe porównano z otrzymanymi metodą elementów skończonych rozkładami naprężeń ekwiwalentnych. przygotowanie próbek do badań próbki wykonano z blachy o grubości 6 mm. za pomocą przecinarki plazmowej wycięto element główny o wymiarach 200x1000 mm oraz żebra o wymiarach 30x1000 mm. krawędzie ukosowano mechanicznie, powierzchnię blachy głównej zeszlifowano (zabielono). spawanie metodą mag przeprowadzono z zastosowaniem drutu 1,2 mm w osłonie mieszanki ar (92%) i co2 (8%). nie stosowano łap dociskowych. każde z żeber spawano w dwóch przejściach, spoiny układano w jednym kierunku, naprzemiennie po obu stronach żebra, grań pierwszej spoiny zeszlifowano mechanicznie przed ułożeniem ściegu po przeciwnej stronie. lico spoiny doczołowej czyszczono mechanicznie przed ułożeniem spoiny pachwinowej. po spawaniu dokonano oględzin wizualnych i potwierdzono wykonanie spoiny na poziomie jakości b wg pn-en iso 5817 [6], co odpowiada klasie exc3 wg pn-en 1090 [7]. ze środkowej części elementu pobrano próbkę o długości 250 mm. element został poddany skanowaniu 3d, a następnie rozcięty na 6 mniejszych próbek o geometrii przedstawionej na rysunku 1. w wyniku skanowania otrzymano współrzędne punktów, które następnie zostały zamienione na siatkę trójkątów i zapisane jako stereolitografia (*.stl). konwersja taka pociąga za sobą pewne zniekształcenie. jak wynika z analizy przeprowadzonej za pomocą oprogramowania skanera, próbkę odwzorowano ze średnią dokładnością 0,02 mm (odległość między rys. 1. kształt i wymiary próbki fig. 1. specimen geometry rys. 2. dokładność odwzorowania fig. 2. mapping accuracy punktami). na rysunku 2 przedstawiono porównanie modelu (stereolitografii) ze współrzędnymi otrzymanymi podczas skanowania. rysunki 3a i 3b przedstawiają porównanie rzeczywistej próbki z jej wirtualnym odwzorowaniem. dodatkowo przygotowano numeryczny model porównawczy o geometrii zgodnej z wytycznymi międzynarodowego instytutu spawalnictwa. model ten ma promień zaokrąglenia linii wtopienia o wartości 1 mm i kąt pochylenia lica 45°. a) b) analiza mes w celu przeprowadzenia obliczeń numerycznych w programie mes (zastosowano program femap) pliki *.stl przekonwertowano do formatu *.stp i zaimportowano do oprogramowania solidedge. usunięto części chwytowe próbek w celu skrócenia czasu obliczeń. otrzymany w ten sposób plik nie wymaga formatu pośredniego i pochodząca z niego geometria może zostać zaimportowana do femap. siatkę elementów skończonych zagęszczono w okolicy linii wtopienia (rys. 4). w pracy [8] zamieszczono analizę rozmiaru siatki mes dla podobnego modelu. w omawianym przypadku przyjęto identyczne założenia. rysunek 4 przedstawia model mes przygotowany do obliczeń. rys. 3. próbka: a) element rzeczywisty, b) model wirtualny fig. 3. sample: a) the real element, b) the virtual model 22 przegląd spawalnictwa vol. 86 12/2014 rys. 4. model przygotowany do analizy mes fig. 4. model prepared for fem analysis rys. 5. rozkład naprężeń hmh w próbce krzyżowej (próbka nr 1): a) warstwice naprężeń, b) naprężenia maksymalne na długości próbki, c) naprężenia maksymalne w liniach wtopienia na szerokości próbki fig. 5. the hmh stress distribution in cross-welded joint (sample no. 1): a) stress contours, b) maximum stresses along the length of the specimen, c) maximum stress in each welding toe b) c) w obliczeniach pól naprężeń wykorzystano model ciała liniowo-sprężystego o parametrach jednolitych i niezmiennych dla całej analizowanej próbki (e = 205 gpa, v.= 0,3). przyjęte utwierdzenia i obciążenia symulują działanie maszyny zmęczeniowej. wpływ temperatury pominięto. obliczone wartości naprężeń głównych: σ1, σ2, σ3 oraz współrzędne węzłów przeniesiono do środowiska matlab celem dalszej analizy. ( ) ( ) ( )2 2 21 2 2 3 3 1 1 2hmh σ σ σ σ σ σ σ= − + − + − 1 3 1 3 , 2 2 2 1 ma af af k k σ σ σ σ σ τ σ − + = + = − 1 1sσ σ= wyniki analizy na rysunkach 5a÷5c przedstawiono rozkład naprężeń w próbce według hipotezy hubera-misesa-hencky’ego (hmh, zależność 1). ponadto w opracowaniu zbadano rozkład naprężeń głównych (zależność 2) oraz naprężeń ekwiwalentnych obliczonych na podstawie kryteriów zmęczeniowych (zależność 3) matake [9] i dang vana (zależność 4) [10]. kryterium matake zakłada, że maksymalne naprężenia styczne (σ1-σ3)/2 i naprężenia normalne (σ1+σ3)/2 na płaszczyźnie maksymalnych naprężeń ścinających są krytyczne w odniesieniu do wytrzymałości zmęczeniowej. z kolei dang van przyjmuje że naprężenia hydrostatyczne (σ1+σ2+σ3)/3 są istotniejsze niż naprężenia normalne. niejednorodność rozkładu naprężeń w elemencie została ukazana za pomocą wykresu funkcji masy prawdopodobieństwa (probability.mass.function – pmf, zależność 5) [12]: 1 3 1 2 3 , 2 3 0,5 3 dv af af af a a σ σ σ σ σ σ τ σ σ − + + = + − = a) ( ) [ ]{ } ( )prob hiphip hip o v pmf v σ σ σ σ σ = = = = gdzie: σhip jest wartością naprężeń według wybranej hipotezy lub kryterium (hip = hmh, s1, ma, dv); v(σ = σhip) jest objętością materiału w analizowanym obszarze v0, o określonej wartości naprężenia σhip. funkcja.masy.prawdopodobieństwa określa prawdopodobieństwo wystąpienia określonej wartości naprężenia w analizowanym elemencie o objętości v0. (1) (2) (3) (4) (5) gdzie: τaf.= 157 mpa, σaf.= 204 mpa [11] 23przegląd spawalnictwa vol. 86  12/2014 w tablicy i przedstawiono obliczone metodą elementów skończonych wartości naprężeń maksymalnych dla trzech zastosowanych w eksperymencie wartości amplitud naprężenia nominalnego. próbkę porównawczą oznaczono numerem 0. obserwując warstwice naprężeń na rysunku 5a oraz wykres na rysunku 5b można zauważyć, że koncentracja naprężeń następuje w linii wtopienia. w przypadku próbki porównawczej wartości we wszystkich czterech liniach wtopienia są identyczne, natomiast w przypadku elementu rzeczywistego naprężenia w jednym z tych obszarów są nieznacznie wyższe niż w pozostałych trzech. maksymalne wartości naprężeń ekwiwalentnych, wyliczonych wg zależności 1÷4, zmieniają się względem kolejnych hipotez proporcjonalnie. z tego względu do dalszych analiz wybrano tylko maksymalne naprężenie główne. badania zmęczeniowe zeskanowane próbki poddano badaniom eksperymentalnym przy obciążeniach cyklicznych, tj. rozciąganiu-ściskaniu przy sterowaniu amplitudą naprężenia nominalnego σan i zerowej wartości średniej. liczba cykli do całkowitego zniszczenia nexp została przedstawiona w tablicy ii. przykładowe zdjęcie powierzchni przełomu próbki 1 zaprezentowano na rysunku 6. we wszystkich przypadkach pęknięcie przebiega wzdłuż linii wtopienia. analiza wyników przeprowadzone badania i obliczenia pozwoliły na wyznaczenie wartości maksymalnych oraz rozkładu naprężeń ekwiwalentnych w złączu z uwzględnieniem rzeczywistego kształtu spoiny. na rysunku 7 przedstawiono zależność pomiędzy obliczonym maksymalnym naprężeniem głównym σs1 a liczbą cykli do zniszczenia nexp. o ile próbki zniszczone na poziomie nominalnym 150 mpa wykazują pewną zależność między trwałością a maksymalnymi naprężeniami głównymi σs1, to próbki z poziomu 120 mpa takiej zależności nie wykazują. na rysunku 8 przedstawiono wykresy funkcji masy prawdopodobieństwa maksymalnego naprężenia głównego dla sześciu zeskanowanych próbek (tabl. i). wykresy tych funkcji dla dwóch poziomów naprężenia nominalnego są wyraźnie przesunięte. natomiast najważniejsze informacje, tj. dotyczące prawdopodobieństwa wystąpienia maksymalnych wartości naprężenia głównego, są mało widoczne. z tego względu wyznaczono wykresy (rys. 9) prawdopodobieństwa wystąpienia naprężeń większych od założonej wartości, czyli przeciwieństwa skumulowanej funkcji masy prawdopodobieństwa (zależność 6). nr próbki naprężenie nominalne, mpa wartości obliczone, mpa hmh s1 dv ma 0 120 238,4 255,0 206,8 196,0 2 120 279,9 306,3 250,9 234,8 6 120 341,0 382,6 316,0 292,3 7 120 323,5 356,0 290,4 272,4 0 150 298,0 318,7 258,5 245,0 1 150 372,8 413,8 340,3 316,7 5 150 414,6 462,4 381,9 353,9 8 150 391,9 428,3 349,3 328,4 tablica i. wartości maksymalne naprężeń według mes table i. maximum values of a stresses according to fem tablica ii. wyniki badań zmęczeniowych table ii. results of fatique tests nr próbki σan, mpa σs1, mpa nexp cykli 2 120 306,3 190 410 6 120 382,6 159 340 7 120 356,0 223 120 1 150 413,8 174 960 5 150 462,4 97 680 8 150 428,3 114 290 rys. 6. przełom zmęczeniowy (próbka nr 1) fig. 6. fatigue fracture surface (specimen no. 1) ( ) [ ]{ } ( ) [ ]{ }11 1 1prob 1 probss s s o v f v σ σ σ σ σ σ σ > = > = = − ≤ ( ) [ ]{ } ( ) [ ]{ }11 1 1prob 1 probss s s o v f v σ σ σ σ σ σ σ > = > = = − ≤ (6) 24 przegląd spawalnictwa vol. 86 12/2014 na rysunku 8 strzałką zaznaczono przykładową wartość funkcji (6), tj. f(170 mpa) = 0,31, co oznacza, że 31% objętośći znajmują naprężenia większe od 170 mpa. z analizy rozkładów funkcji (6) wynika, że anomalią jest trwałość próbki 2, tj. nexp = 190 410 cykli, która w porównaniu do pozostałych próbek jest zbyt niska. jakkolwiek liczba próbek i różnice w trwałości są zbyt małe, aby wyciągnąć bardziej konkretne wnioski. porównując wartości naprężeń otrzymanych na podstawie symulacji mes, można stwierdzić, że w rzeczywistej konstrukcji osiągają one wartości wyższe niż dla elementu zamodelowanego wg zaleceń iiw (tabl. ii). rys. 7. zależność pomiędzy maksymalnym naprężeniem głównym σs1 a liczbą cykli do zniszczenia fig. 7. relationship between the maximum principal stress and fatigue live rys. 8. wykresy funkcji masy prawdpopodobieństwa dla naprężenia głównego σs1 fig. 8. graphs of the pmf for the maximum principal stress σs1 rys. 9. wykresy funkcji (6) fig. 9. plots of the function (6) wnioski badania doświadczalne oraz przeprowadzone obliczenia dla danej liczby próbek nie wykazują wyraźnej zbieżności między maksymalnymi naprężeniami wyliczonymi z uwzględnieniem rzeczywistego profilu spoiny a liczbą cykli do zniszczenia. wybór (spośród analizowanych) hipotezy zmęczeniowej pod względem poprawy wspomnianej zbieżności jest nieistotny – maksymalne naprężenia ekwiwalentne zmieniają się w sposób proporcjonalny między kryteriami. konieczne jest zbadanie większej liczby próbek. jedynie w przypadku próbek 1 i 5 obszary o największej koncentracji naprężeń są zarazem punktami, przez które przebiega pęknięcie zmęczeniowe. okazuje się, że jest konieczne, aby w obliczeniach uwzględnić inne czynniki mające wpływ na trwałość zmęczeniową, takie jak: naprężenia własne, rozkład naprężeń (nie tylko najwyższe wartości, wpływ gradientu naprężeń) oraz wpływ karbu strukturalnego. „stypendia doktoranckie – inwestycja w kadrę naukową województwa opolskiego” projekt współfinansowany przez unię europejską w ramach europejskiego funduszu społecznego. 25przegląd spawalnictwa vol. 86  12/2014 literatura [1] nykänen t., marquis g., björk t.: fatigue analysis of nonload-carrying fillet welded cruciform joints. engineering fracture mechanics, 74(2007), 399-415. [2] karolczuk a,, blacha ł.: porównanie energetycznego modelu wyznaczania trwałości zmęczeniowej złączy spawanych z zaleceniami międzynarodowymi. przegląd spawalnictwa 7/2011, 39-44. [3] kozak j., górski z.: model niszczenia zmęczeniowego spawanego złączy prostopadłych płyt. przegląd spawalnictwa 4/2011, 49-53. [4] kozak j., niklas k.: określanie rozkładu odkształceń i naprężeń w złączach spawanych stalowych paneli typu sandwicz metodą mes. [5] hobbacher a.: recommendations for fatigue design of welded joint and components, iiw document iiw-1823-07 ex xiii-2151r4-07/xv-1254r4-07, 2008. [6] pn-en iso 5817:2014 spawanie. złącza spawane ze stali, niklu, tytanu i ich stopów (z wyjątkiem spawanych wiązką). poziom jakości według niezgodności spawalniczych. pkn, warszawa 2014. [7] pn-en 1090-2+a1:2012 wykonanie konstrukcji stalowych i aluminiowych -część 2: wymagania techniczne dotyczące konstrukcji stalowych. pkn, warszawa 2012. [8] stasiuk p., karolczuk a., kuczko w.: rozkład naprężeń w krzyżowym złączu spawanym z uwzględnieniem rzeczywistego kształtu spoiny. przegląd spawalnictwa 1/2014, 29-33. [9] matake t.: an explanation on fatigue limit under combined stress. bulletin of the the japan society of mechanical engineers 20, 1977, 257–263. [10] dang van k.: macro-micro approach in high-cycle multiaxial fatigue, in advances in multiaxial fatigue. (edited by mcdowell, d.l. and ellis, r.) american society for testing and materials stp 1191. philadelphia 1993, 120-130. [11] karolczuk a.: non-local area approach to fatigue life evaluation under combined reversed bending and torsion, international journal of fatigue, 30, 2008, 1985-1996. [12] stewart w.j.: probability, markov chains, queues, and simulation.: the mathematical basis of performance modeling. princeton university press. 105, 2011. zakład inżynierii spajania politechniki warszawskiej sekcja spawalnicza simp oraz przegląd spawalnictwa serdecznie zapraszają do udziału w 57. naukowo-technicznej konferencji spawalniczej pod hasłem innowacje w inżynierii spajania która odbędzie się w dniach 19-21 października 2015 r. tematyka konferencji obejmuje wszystkie zagadnienia naukowo-techniczne z szeroko pojętej dziedziny inżynierii spajania. konferencja odbędzie się na terenie windsor palace hotel**** w jachrance oddalonej od centrum warszawy o ok. 40 km www.windsorhotel.pl informacje na temat konferencji będą umieszczane na stronie internetowej: www.zis.wip.pw.edu.pl/konferencja kontakt do organizatorów: tel/fax: +48 22 8499621; +48 22 2348402 ps 5 2016 www.pdf 28 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 obliczanie kosztów spawania   z wykorzystaniem systemów informatycznych calculating welding cost using information systems mgr inż. monika restecka – instytut spawalnictwa. autor korespondencyjny/corresponding author: monika.restecka@is.gliwice.pl streszczenie podstawowymi czynnikami wpływającymi na osiąganie zysku są koszty wytwarzania oraz cena sprzedaży. w związku z tym, że cena sprzedaży zależy od relacji między popytem a podażą, głównym źródłem zwiększania zysku firmy wytwarzającej konstrukcje spawane jest obniżka kosztów produkcji i/lub wzrost mocy produkcyjnej. organizacja pracy oraz odpowiednie monitorowanie parametrów ekonomicznych zwiększa wydajność. istotnym aspektem jest również szybkość i aktualność przekazywanej w firmie informacji. w artykule przedstawiono i scharakteryzowano strukturę kosztów spawania. przedstawiono również oprogramowania wspomagające obliczanie kosztów spawania. słowa  kluczowe: koszty spawania; obliczanie kosztów; wspomaganie komputerowe; systemy informatyczne abstract the main factors affect the profit are production costs and selling price. therefore, the selling price depends on the relation between supply and demand, the main source increasing the company’s profit producing welded structures is to cut production costs and/or increase production capacity. work organization and adequate monitoring of the economic parameters increases productivity. an important aspect is the speed and topicality of information which is transferred between departments in company. the article presents and characterized the structure of welding costs. it also presents the software which support the calculation of the welding costs. keywords:  welding costs; costs calculation; computer aiding; information systems wstęp podstawowymi czynnikami wpływającymi na osiąganie zysku są koszty wytwarzania oraz cena sprzedaży. producenci mają ograniczony wpływ na maksymalizację zysku poprzez podniesienie ceny danej konstrukcji spawanej. zbyt wysoki koszt może spowodować utratę klientów natomiast koszt zaniżony może generować straty. w związku z tym, że cena sprzedaży zależy od relacji między popytem a podażą, głównym źródłem zwiększania zysku firmy wytwarzającej konstrukcje spawane jest obniżka kosztów produkcji oraz wzrost mocy produkcyjnej. aby koszty produkcji obniżyć, na początku należy zdobyć wiedzę o ich głównych składnikach, miejscach ich powstawania, a także poznać procentowy udział poszczególnych składników kosztów w ogólnym koszcie wytwarzania. daje to możliwość określenia, na którym etapie procesu produkcyjnego można najwięcej zaoszczędzić. koszty wytwarzania powiązane są przede wszystkim z samym procesem – należy jednak pamiętać, iż etap, od którego w dużej mierze zależą całkowite koszty spawania, to etap projektowania. badania przeprowadzone przez amerykańskich naukowców wskazują, że producenci, traktują zagadnienia kosztów spawania bardzo powierzchownie, nie zdając sobie sprawy ile pieniędzy wydają i dlaczego. ponadto stosowana jest błędna metodyka obliczania kosztów spawania. według ekspertów z amerykańskiego stowarzyszenia spawalniczego (aws) redukcja kosztów monika restecka spawania powinna odbywać się poprzez optymalizację doboru technologii spawania, obniżenie ilości braków, ale także poprzez stosowanie automatyzacji, robotyzacji oraz komputeryzacji [9,12,14]. czynniki wpływające na koszty spawania projektowanie połączeń spawanych projektowanie konstrukcji spawanej jest ściśle powiązane z kosztami jej produkcji. ponadto na etapie projektowania można wprowadzać zmiany bez ponoszenia strat. po zatwierdzenie projektu stosunek kosztów do usunięcia błędów wynosi 10:1, w trakcie projektu technologicznego 100:1, w trakcie produkcji 1000:1, a po wypuszczeniu produktu na rynek 10000:1 (tab.1). to projektant decyduje o gatunku materiału, rodzaju połączeń i długości spoin. wielokrotnie ma możliwość wyboru między poszczególnymi rozwiązaniami, np. w fazie projektu możliwe jest wyeliminowanie złączy zbędnych z punktu widzenia technicznego, zastosowanie rowków spawalniczych o możliwie małym kącie ukosowania, unikanie nadmiernych nadlewów, dostosowanie wymiarów spoin do cieńszego elementu, w odpowiednich miejscach zastosowanie spoin przerywanych zamiast ciągłych, eliminowanie złączy doczołowych [14,15]. przeglad welding technology review 29przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 w trakcie projektowania 1 po zatwierdzeniu projektu 10 w trakcie projektu technologicznego 100 w trakcie produkcji 1000 po wypuszczeniu produktu na rynek 10000 tablica i. stosunek kosztów do usunięcia błędów w zależności od etapu wytwarzania table i. stosunek kosztów do usunięcia błędów w zależności od etapu wytwarzania przygotowanie elementów do spawania w skład operacji związanych z przygotowywaniem elementów do spawania wchodzi czyszczenie, cięcie oraz składanie. błędy popełniane podczas tych operacji wpływają na wzrost kosztów spawania oraz na jakość i koszty wytwarzania konstrukcji. błędy te bezpośrednio wpływają na proces i często są niemożliwe do usunięcia podczas dalszego etapu produkcji. warto zatem pamiętać o kilku istotnych kwestiach. blachy lub inne elementy konstrukcji spawanej powinny być poddane procesowi czyszczenia przed, a nie po operacji spawania. aby zapewnić powtarzalność składania i sczepiania elementów (jeśli to konieczne), należy stosować odpowiednie przyrządy i przymiary okresowo je sprawdzając. w przyrządach należy zaznaczyć łatwy do identyfikacji punkt odniesienia, ułatwiający powtarzalne pozycjonowanie elementu. w odniesieniu do operacji przygotowania elementów do spawania, jaką jest również cięcie, należy stosować racjonalną, z punktu widzenia wymagań klienta i kosztów metodę, pamiętając jednocześnie, że przy wysokich wymaganiach co do jakości konstrukcji finalnej, niskie koszty, ale równocześnie niska jakość cięcia ręcznego mogą być przyczyną problemów i wzrostu kosztów na dalszym etapie produkcji konstrukcji spawanej [13]. organizacja produkcji  koszty wytwarzania tej samej konstrukcji spawanej mogą różnić się w zależności od racjonalnego wykorzystania czasu pracy w danym przedsiębiorstwie produkcyjnym. w określeniu stanu organizacji produkcji pomaga narzędzie o nazwie techniczna norma czasu pracy. jest to obiektywnie niezbędny czas potrzebny na wykonanie całkowitej operacji spawania, przy założeniu normalnych i racjonalnych warunków pracy (rys. 1) [17]. w skład technicznej normy czasu pracy wchodzą takie czasy jak [14,17]: – czas główny spawania – czas zużyty na topienie się spoiwa i materiału rodzimego, w wyniku czego powstaje spoina, – czasy pomocnicze związane z długością spoiny oraz z metodą spawania – czas przeznaczony na nastawianie parametrów spawania, wymianę elektrody lub szpuli drutu, czyszczenie spoiny, założenie i odłożenie maski itp., – czasy pomocnicze związane ze spawanym przedmiotem – czas przeznaczony na zamocowanie, obrócenie lub zdjęcie przedmiotu, rys. 1. stosunek kosztów do usunięcia błędów w zależności od etapu wytwarzania fig. 1. the ratio of cost to remove the errors, depending on the stage of production – czas uzupełniający – czas poświęcony na obsługę stanowiska, – czas na potrzeby fizjologiczne, – czas przygotowawczo-zakończeniowy. na poprawienie organizacji produkcji w przypadku procesów spawalniczych wpływa mechanizacja, automatyzacja i robotyzacja oraz wyposażenie stanowisk w odpowiednie urządzenia pomocnicze do pozycjonowania konstrukcji. o najbardziej efektywnym wykorzystaniu czasu pracy informuje współczynnik czasu jarzenia się łuku. jest to stosunek czasu głównego do całkowitego czasu poświęconego na operacje spawania. im współczynnik ten jest wyższy tym wyższa jest efektywność dobranej metody (tab. ii) [17]. warunki pracy, tj. zapewnienie właściwej wentylacji, wyposażenie spawacza w odpowiedni strój, czy też dostęp do miejsca wykonywanych spoin, mają również duży wpływ na wydajność pracy, a tym samym na koszty produkcji. jakość im wyższe wymagania dotyczące poziomu jakości i konieczności jego potwierdzenia tym wyższe będą koszty produkcji. określenie optymalnego poziomu jakości możliwe jest dzięki analizie relacji pomiędzy wymaganą jakością a najniższymi kosztami produkcji konstrukcji spawanej. jak wynika z rysunek 2, zbyt wysoki poziom jakości w stosunku do wymagań klienta również wiąże się ze stratami. przykładowo wykonanie złącza spawanego łukowo o jakości d zamiast jakości b wpłynie znacznie na wymiar co w dalszym etapie może wpłynąć na podwyższenie kosztów produkcji [16,18]. stopień mechanizacji orientacyjny współczynnik czasu jarzenia się łuku (%) spawanie ręczne elektrodami otulonymi 20-30 % spawanie zmechanizowane 35-50 % spawanie zautomatyzowane 50-80 % spawanie zrobotyzowane 70-95 % tablica ii. orientacyjne współczynniki jarzenia się łuku dla podanych stopni mechanizacji procesu (%) [17] table ii. approximate coefficients of arc for a given degree of process mechanization 30 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 konkurencyjna kosztowo strategia jakości dla spawalnictwa polega na poszukiwaniu takich metod i parametrów spawania oraz organizacji pracy, które optymalizują poziom jakości złącza spawanego i całej konstrukcji spawanej. rys. 2. poziom jakości w funkcji strat finansowych [17,18] fig. 2. the level of quality in the function of financial losses spawalnictwo jest procesem specjalnym, w którym badanie wyrobu finalnego nie potwierdza w pełni jakości złącza spawanego. specyfikacja wymagań dotyczących jakości dla procesów spawania jest zatem bardzo ważna. ponadto nawet pełne i wysoce rozwinięte badania nieniszczące nie poprawią jakości wyrobu spawanego, dlatego też szczególnie istotne jest położenie nacisku na zapobieganie niezgodnościom spawalniczym [13]. niezgodności spawalnicze do niezgodności spawalniczych zalicza się [4]: – pęcherze, – wtrącenia żużla, – wtrącenia obcego materiału, – przyklejenia, – wycieki, – podtopienia, – wgłębienie w kraterze, – brak przetopu, – pęknięcia. wyżej wymienione niezgodności mogą być kontrolowane wizualnie przez operatora bezpośrednio podczas spawania lub sprawdzane po jego zakończeniu. duża część niezgodności powstaje w wyniku nastawienia niewłaściwych parametrów spawania tj. natężenia prądu, napięcia, prędkości podawania drutu i prędkości spawania. dodatkowo wpływ na wady spawalnicze ma np. zły kąt pochylenia uchwytu spawalniczego, kierunek spawania, odległość końcówki stykowej od materiału spawanego itd. unikanie niezgodności spawalniczych i wad prowadzi do obniżenia całkowitych kosztów spawania, co można osiągnąć przez właściwe szkolenia w zakresie podnoszenia umiejętności i opanowania technik spawania oraz właściwy kompromis pomiędzy parametrami spawania, materiałami dodatkowymi i atmosferami ochronnymi [4]. optymalizacja projektu i procesu spawania, zapobieganie niezgodnościom oraz inspekcja jakości procesu spawania, zamiast kontroli spoiny lub wyrobu spawanego to aspekty na które kładą nacisk nowoczesne metody zarządzania jakością w spawalnictwie. dzięki stosowaniu nowych metod kontroli jakości możliwa jest redukcja kosztów spawania [13]. charakterystyka kosztów spawania uzyskanie prawidłowego i pełnego obrazu kosztów spawania możliwe jest dzięki spojrzeniu na proces wytwarzania kompleksowo. należy wziąć pod uwagę wpływ poszczególnych wskaźników charakteryzujących proces spawania, tj. grubość i rodzaj spawanego materiału, metodę spawania, zastosowane materiały dodatkowe, pozycję spawania, parametry rowka spawalniczego, dostęp do miejsca spawanego itp. przystępując do analizy ekonomicznej danej produkcji, koszty spawania należy podzielić na dwie grupy: koszty pośrednie i koszty bezpośrednie. do pierwszej grupy zagadnień zaliczyć można m.in. koszty zarządu, administracji, utrzymania ruchu, podatków itp. do grupy drugiej natomiast zaliczane są [6,12,18]: 1. koszty materiałów dodatkowych tzn. elektrody, druty lite,  druty proszkowe, gazy osłonowe oraz topniki na wysokość tych kosztów wpływ ma wiele czynników, m.in. właściwy dostawca pod względem stosunku jakości do ceny, dobór spoin pod kątem optymalizacji ilości wymaganego stopiwa oraz unikania przewymiarowania, wykonanie spoin sczepnych jako integralnej części spoin właściwych, unikanie nadmiernych nadlewów, zastępowanie spoin jednostronnych dwustronnymi, dbałość o szczelność instalacji gazowej itp. obliczanie kosztów materiałów dodatkowych zależy od metody spawania oraz masy spoiny [2,13,18]. 2. koszty robocizny największy udział procentowy w strukturze kosztów spawania wykazują koszty robocizny. redukcję tych kosztów można uzyskać poprzez zastosowanie mechanizacji lub robotyzacji procesu spawania oraz wysoko wydajnych metod spawania i materiałów dodatkowych o wysokim współczynniku stapiania. ponadto istotne jest wyposażenie stanowisk spawalniczych w urządzenia pomocnicze tj. manipulatory czy obrotniki, ułatwiające dostęp spawacza do złącza spawanego dzięki czemu zaoszczędzone zostaną czasy pomocnicze. unikanie odkształceń oraz wysoka jakość spawania wyeliminują konieczność prostowania wyrobu oraz napraw po spawaniu. podstawą do ustalenia kosztów robocizny jest czas spawania, zmierzony według technicznej normy czasu pracy. jeśli nie ma możliwości wykonania pomiarów, obliczanie kosztów można wykonać z użyciem danych takich jak masa stopiwa, wskaźnik wydajności stapiania oraz współczynnik czasu jarzenia się łuku [2,13,18]. 3. koszty energii elektrycznej moc elektryczna potrzebna na wykonanie określonych prac spawalniczych wpływa bezpośrednio na zużycie energii elektrycznej. z ekonomicznego punktu widzenia najlepszym rozwiązaniem w kontekście kosztów energii elektrycznej jest stosowanie spawarek inwertorowych. w przypadku prac spawalniczych zużycie energii związane jest nie tylko z kosztami. zbyt duża jej ilość obniża udarność i wpływa na powstawanie naprężeń, a te z kolei na odkształcenia. dzięki metodom wysokoenergetycznym spawanie wykonywane jest z dużymi prędkościami przy niskiej energii liniowej. podgrzewanie spawanych elementów wymagających obróbki cieplnej przed lub w trakcie procesu również wpływa na zużycie energii. warto zastanowić się nad zastosowaniem materiałów podstawowych i dodatkowych przy których nie ma konieczności wykonywania takiej obróbki [1,13,18]. 4. koszty urządzeń koszt urządzeń to nie tylko cena danego urządzenia, ale także koszt amortyzacji, koszt remontów oraz koszt powierzchni produkcyjnej. przy podejmowaniu decyzji o zakupie nowych urządzeń należy optymalnie, z punktu widzenia techniczno-ekonomicznego, dobrać technologię oraz metody spawania a także zanalizować oferty nie tylko pod kątem ceny urządzenia, ale także uwzględnić obsługę serwisową, gwarancje oraz dostępność części zamiennych [4,13,18]. 31przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 komputerowe wspomaganie   obliczania kosztów spawania rzetelne obliczanie kosztów spawania nie należy do rzeczy prostych. z tego powodu powstały narzędzia informatyczne ułatwiające takie obliczenia. programy wspomagające obliczanie kosztów spawania pozwalają na określenie: kosztów materiałów dodatkowych, czasu i kosztów prac związanych ze spawaniem, kosztów energii elektrycznej, amortyzację urządzeń, dobranie parametrów, a także porównanie kosztów spawania poszczególnymi metodami. dobór oprogramowania zależy od strategii firmy, jej możliwości finansowych oraz produkcyjnych. dostawcy narzędzi komputerowych proponują szeroki wachlarz rozwiązań oprogramowań przeznaczonych do monitorowania parametrów ekonomicznych oraz obliczeń kosztów spawania wg danej normy. poniżej przedstawione zostały przykłady oprogramowań wraz z ich funkcjami [7,8,9,12,15]. 1. analiza kosztów ps oprogramowanie analiza kosztów ps jest przeznaczone do analizy bezpośrednich kosztów spawania metodami 111, 135 oraz 136. program podzielony jest na kilka modułów: moduł metod spawania, moduł baz danych (baza danych stali niestopowych konstrukcyjnych, baza stali wysokostopowych chromowo-niklowych oraz baza danych materiałów dodatkowych do wszystkich metod spawania), moduł technologiczny (dostępny do wyboru rodzaj ukosowania: l, i, v, x, k, y, u oraz pozycje spawania: pa, pb, pc, pd, pe, pf, pg) oraz moduł analizy kosztów, który zawiera dane dotyczące dobranych parametrów technologicznych wraz z ich korektą i oraz dane dotyczące parametrów ekonomicznych. dodatkowo moduł przedstawia wyniki analizy technologicznej oraz ekonomicznej. poniżej przedstawiono przykład analizy kosztów spawania dla metody 111 z użyciem oprogramowania analiza kosztów ps [10]. rys. 3. przykład analizy kosztów spawania przy użyciu oprogramowania analiza kosztów ps [10] fig. 3. example analysis of the welding costs using analiza kosztów ps software 2. weld metal cost calculator weld metal cost calculator to bardzo prosty program służący do obliczania kosztów związanych z materiałami dodatkowymi. oprogramowanie zamieszczone jest na stronie internetowej firmy esab. użytkownik może korzystać z oprogramowania on-line, bez konieczności pobierania i instalowania go na swoim komputerze. aby obliczyć koszty materiałów dodatkowych należy wypełnić pola dotyczące np. rodzaju drutu, jego średnicy itp. po odpowiednim wpisaniu potrzebnych danych program automatycznie oblicza koszty. software jest przyjazny dla użytkownika, a jego budowa przypomina klasyczny formularz. korzystanie z oprogramowania jest darmowe [21]. 3. szybki analizator produktywności spawania (qwpa) inżynieria wartości dodanej (vae), opracowana przez firmę esab, zapewnia dostęp do zespołu ekspertów zajmujących się analizą procesów produkcyjnych. zespół ten do wykonywana analiz wykorzystuje podstawowe narzędzie, jakim jest oprogramowanie quick weld productivity analyzer (qwpa). na hali produkcyjnej klienta wykonywane są niezbędne pomiary, a następnie wprowadzane do programu. na podstawie tych danych qwpa symuluje różne możliwości potencjalnych udoskonaleń, prezentuje wyniki oraz możliwe oszczędności poprzez wdrożenie innowacyjnych rozwiązań. na rysunku nr 4 pokazano zrzut ekranu oprogramowania qwpa [21]. rys. 4. widok ekranu oprogramowania qwpa [21] fig. 4. widok ekranu oprogramowania qwpa dodatkowym ułatwieniem przy wykorzystywaniu produktów firmy esab jest możliwość zalogowania się z każdego miejsca na świecie do systemu esab weldcloud gdzie archiwizowane są dane technologiczne [21]. 4. weldcalc 2.0 weldcacl 2.0 jest to system informatyczny przeznaczony do optymalizacji spawania przy użyciu stali weldox, domex i hardox dla kombinacji różnych grubości. dzięki możliwościom oprogramowania dokonywana jest optymalizacja procedur spawalniczych podczas pracy z ww. materiałami. biorąc pod uwagę obciążenia cieplne i temperaturę podgrzewania w określonym etapie spawania rys. 5. widok ekranu oprogramowania weldcalc 2.0 [24] fig. 5. screen view of weldcalc 2.0 software 32 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 oprogramowanie umożliwia optymalizację warunków brzegowych. użytkownik ma łatwy dostęp do oprogramowania dzięki możliwości logowania on-line i zapisywania, otwierania i edytowania tego samego projektu. program zalecany jest dla procesów mig/mag, tig, spawania laserowego, hybrydowego oraz plazmowego [24]. 5. costimator costimator (rys. 6) to narzędzie, które służy do szacowania kosztów spawania na podstawie identyfikacji czasu spawania. program jest przeznaczony dla różnych rodzajów spoin i dla różnych metod spawania. ma budowę modułową, a każdy odrębny moduł służy do wspomagania obliczania kosztów. w zależności od potrzeb użytkownika dokonywana jest aktywacja poszczególnych modułów. podstawowe oprogramowanie obejmuje szacowanie kosztów spawania, natomiast dodatkowe moduły wpływają na szczegółowość wykonywanej analizy ekonomicznej [23]. rys. 6. widok ekranu oprogramowania costimator [23] fig. 6. screen view of costimator software 6. weld cost calc xl weld cost calc xl (rys. 7) to oprogramowanie do obliczania kosztów spawania dla 10 różnych złączy. software oparty na bazie programu microsoft excell jest przyjazny dla użytkownika. przy wyborze odpowiedniego rodzaju złącza spawanego użytkownik może dokonać analizy porównawczej dla dwóch wybranych metod spawania. jest to bardzo przydatna aplikacja z prostą i intuicyjną obsługą [20]. wersję demo można pobrać ze strony autora programu (brothersoft) natomiast pełna wersja to koszt około 80 dolarów. w wersji demo użytkownik ma możliwość wykonania obliczeń jedynie dla spoiny pachwinowej. rys. 7. widok ekranu oprogramowania weld cost calc xl [25] fig. 7. screen view of weld cost calc xl software podobnym oprogramowaniem działającym na takiej samej zasadzie jest program weldcost express, który kosztuje 99 dolarów [20]. 7. welding estimator welding estimator (rys. 8) czyli inaczej kosztorysant spawania, to program dzięki któremu można wykonać dokładne obliczanie kosztów spawania dla pojedynczego złącza według danych technologicznych. software wspomaga pracę w zakresie dostosowania materiałów, kosztów pracy oraz kosztów eksploatacyjnych dla danej metody spawania. program ma również wbudowany moduł odpowiedzialny za porównanie kosztów produkcji [15]. najważniejszymi funkcjami oprogramowania kosztorysanta jest szczegółowe obliczanie kosztów spawania, dostosowanie czynników kosztowych dla danego regionu, możliwość generowania raportów materiałów wymaganych do wykonania danej spoiny, obliczanie eksploatacyjne oraz obliczanie ram czasowych według wytycznych i danych pobranych ze specyfikacji procesu. oprogramowanie zostało zaprojektowane przez ekspertów z branży spawalniczej. koszt inwestycji w tego rodzaju program to 845 € dla pojedynczego użytkownika [15]. rys.  8.  widok ekranu przedstawiający panel programu welding estimator [19] fig. 8. screen view of welding estimator software 8. welding pro welding pro to oprogramowanie do obliczeń spawalniczych. wbudowany w aplikacji kalkulator kosztów pozwala na przeprowadzenie skomplikowanych obliczeń w prosty dla użytkownika sposób. welding pro daje możliwość obliczenia kosztów spawania dla wszystkich kształtów spoiny, dla wszystkich metod spawania. program przeznaczony jest dla smartfonów w wersji darmowej [15]. 9. weld wizard  bezpłatna aplikacja firmy fronius służąca do obliczania parametrów spawania takich jak powierzchnia przekroju na podstawie geometrii spoiny, jarzenie się łuku i rozpryski, parametry związane z energią elektryczną dla wybranych procesów spawalniczych. dodatkowo weld wizard jest wyposażony w moduł służący do prostych obliczeń kosztów spawania i porównywarkę. z aplikacji tej można korzystać przy użyciu smartfonów [22]. niektóre kompleksowe rozwiązania informatyczne wspomagające procesy spawalnicze posiadają funkcje odpowiedzialne również za obliczanie kosztów spawania. takimi oprogramowaniami są np. weldassistant w wersji pro-iso (moduł basic-iso + ewidencja spawaczy + kalkulator kosztów), weldpulse (moduł weldingcost) i wiele innych [15]. 33przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 literatura [1] ciechacki k., giętka t., chudziński m., analiza czasu i kosztów spawania zbiornika magazynowego. inżynieria i aparatura chemiczna nr 5/2012. [2] example of cost calculation in welding. technical sheets of ewf, 2007. [3] geisler r.: estimating total welding costs. fabricating metalworking, april 2012. [4] grundmann j.: jakość, wydajność i wynikające stąd koszty spawania stali węglowych w osłonie gazów aktywnych. biuletyn instytutu spawalnictwa nr 5/2005. [5] hachicha w., bouaziz z.: development of a welding cost estimation model based on the feature concept. apem journal nr 2/2007. [6] jarmai k., farkas j.: cost calculation and optimisation of welded steel structures. journal of constructional steel research, nr 2/1999. [7] martin n., chen hong-mei, kazman r. cai y., xiao l., silva carlos v.a.: manufacturing execution systems: a vision for managing software development. journal of systems and software, nr 101, march 2015. [8] masmoudi f., bouaziz z., hachicha w.: computer-aided cost estimation of weld operations. the international journal of advanced manufacturing technology nr 3/2007. [9] miller k.d.: determining the cost of welding. welding design and fabrication nr 3/2004. [10] nowacki j., pakos r., kosek s.: komputerowe wspomaganie obliczeń kosztów spawania. przegląd spawalnictwa nr 4/2007. [11] otc daihen: analyze your arc welding cost. practical welding today, august 2007. [12] pfeifer t.: metody oceny efektywności wdrożeń stanowisk do spawania zrobotyzowanego. biuletyn instytutu spawalnictwa nr 3/2011 [13] pilarczyk j. , zeman w.: ekonomika i jakość w spawalnictwie. vi krajowa naukowo–techniczna konferencja spawalnicza – jakość w spawalnictwie, międzyzdroje 8–10.05.2001, materiały konferencyjne. [14] praca zbiorowa pod red. j. pilarczyka.: poradnik inżyniera -spawalnictwo, tom 1. wnt warszawa 2003. [15] restecka m.: systemy informatyczne wspomagające procesy spawalnicze. biuletyn instytutu spawalnictwa nr 3/2015. [16] silva c., ferraresi v., scotti a.: a quality and cost approach for welding proces selection. journal of the brazilian society of mechanical sciences nr 3/2000. [17] zeman w.: materiały wykładowe na kurs europejskiego inżyniera spawalnika, instytut spawalnictwa, gliwice, 1998. [18] zeman w.: źródła obniżania kosztów w spawalnictwie. biuletyn instytutu spawalnictwa nr 5/2000. [19] strona internetowa: www.aws.org [20] strona internetowa: www.e-spawalnik.pl [21] strona internetowa: www.esabna.com [22] strona internetowa: www.fronius.com [23] strona internetowa: www.mtisystems.com [24] strona internetowa: www.ssab.com [25] strona internetowa: www.twisoftware.com podsumowanie w niniejszym artykule przedstawione zostały sposoby obliczania kosztów spawania oraz wpływ poszczególnych czynników na te koszty. najważniejszym aspektem w problematyce oszczędności kosztów wydaje się być konieczność kompleksowego spojrzenia na produkcję z uwzględnieniem wszystkich etapów wytwarzania konstrukcji i wyrobów spawanych. analizując aktualny stan w zakresie systemów informatycznych dla rodzaju produkcji, jaką jest spawalnictwo, można stwierdzić, że istnieje wiele rozwiązań przeznaczonych do monitorowania parametrów ekonomicznych oraz do obliczeń kosztów spawania wg danej normy. programy te wspomagają obliczenia w zakresie: kosztów materiałów dodatkowych, czasu i kosztów prac związanych ze spawaniem, kosztów energii elektrycznej, amortyzację urządzeń, dobranie parametrów, a także porównanie kosztów spawania poszczególnymi metodami. stosowanie tego rodzaju oprogramowań pomaga w sprawnej optymalizacji procesu i spojrzeniu na produkcję kompleksowo [12,18,15]. 201312_pspaw_cz3 125przegląd spawalnictwa 12/2013 maciej roskosz mateusz dedyk anna sołtysik badania eksperymentalne wpływu geometrii na sygnał diagnostyczny w metodzie magnetycznej pamięci metalu experimental studies of the impact of geometry   on the diagnostic signal in the metal magnetic   memory testing method r inż. aciej roskosz, mgr inż. ate sz edyk, inż. anna sołtysik – politechnika śląska. abstract the impact of geometry on the values of the residual magnetic field (rmf) strength vector components and on the values of their gradients was studied for 16mo3 steel samples. a good correlation was found between the rmf tangential component measured in the direction of principal stress and the values of pre-set loads. the sample geometry impact is visible but in terms of quantity it is slight compared to the changes in values induced by varying loads. however, the impact of the sample geometry on the value of gradients is significant. this impact must not be ignored while developing boundary values of evaluation criteria in the mmm testing method, whose methodology should therefore be improved and supplemented. streszczenie dla próbek ze stali 16mo3 badano wpływ geometrii na wartości składowych wektora natężenia własnego magnetycznego pola rozproszonego wmpr oraz na wartości ich gradientów. stwierdzono dobrą relację składowej stycznej wmpr mierzonej w kierunku działania naprężeń głównych z wartościami zadawanych obciążeń. widoczny jest wpływ geometrii próbek, lecz ilościowo jest on niewielki w stosunku do zmian wartości wywołanych obciążeniami. natomiast wpływ geometrii próbek na wartości gradientów jest znaczący. nie można tego wpływu pomijać przy opracowywaniu wartości granicznych kryteriów oceny w metodzie mpm, stąd też metodyka tej metody wymaga poprawy i uzupełnienia. st p i ce badań sygnałem diagnostycznym w metodzie magnetycznej pamięci metalu mpm są składowe wektora natężenia własnego magnetycznego pola rozproszonego wmpr (oraz ich gradienty) zmierzone na powierzchni badanego elementu [1]. wmpr elementu wynika z jego cech konstrukcyjnych (geometrycznej, tworzywowej i dynamicznej), historii eksploatacji i usytuowania w zewnętrznym polu magnetycznym [2]. cechy konstrukcyjne elementu decydują o tym, że na jego powierzchni, przy określonej orientacji w danym otoczeniu magnetycznym, powstaje unikatowy rozkład wmpr [3÷6]. obciążenia eksploatacyjne i będące ich skutkiem procesy zużycia wpływają na tworzywową i dynamiczną cechę konstrukcyjną, a przez to na zmianę rozkładu wmpr. obserwacja i analiza tych zmian, połączona z oceną stopnia wytężenia i/lub stopnia zużycia, umożliwia opracowanie ilościowych kryteriów oceny stanu technicznego elementu [3÷6]. w niniejszym opracowaniu, dla określonego wytężenia, analizowano wpływ cechy geometrycznej elementu na wartości składowych wmpr i ich gradientów. analiza ta będzie etapem opracowania ogólnej metodyki 126 przegląd spawalnictwa 12/2013 określania ilościowych kryteriów oceny opartych na wmpr jako sygnale diagnostycznym. kryteria te mogą znaleźć zastosowanie zarówno w badaniach metodą mpm jak i również w monitorowaniu stanu konstrukcji stalowych [3÷7]. etodyka badań badano próbki płytowe ze stali 16mo3, których geometrię pokazano na rysunku 1. próbki, przy jednakowej długości całkowitej (550 mm) i jednakowej długości przewężenia (80 mm) oraz stałym wymiarze ich szerszych części a = 50 mm, różniły się wymiarem szerokości przewężenia b. badano trzy grupy próbek o wymiarze b wynoszącym odpowiednio 20, 30 i 40 mm. próbki były obciążane za pomocą maszyny wytrzymałościowej galdabini sun 10p. po osiągnięciu zadanych obciążeń próbki były odciążane i badane poza maszyną. obciążenie dobierano tak, by w przewężeniu próbki występowały jednakowe wartości naprężeń rozciągających dla poszczególnych grup próbek. umożliwia to porównanie rozkładów składowych wmpr na linii pomiarowej, przy takim samym poziomie naprężeń w przewężeniu, dla różnych grup próbek. do badań wykorzystywano magnetometr tsc-1m-4 z głowicą pomiarową tsc-2m dostarczony przez energodiagnostika co. ltd moscow. mierzono dwie składowe wmpr na powierzchni próbki (rys. 1): – ht,y – składowa styczna mierzona w kierunku równoległym do kierunku zadawanego obciążenia, – hn,z – składowa normalna. yniki badań na rysunku 2 przedstawiono przykładowe, reprezentatywne rozkłady składowych wmpr na linii pomiarowej próbek, różniących się geometrią przewężenia (różne wartości wymiaru b z rysunku 1). na rysunkach 2a i 2b pokazano zmierzone po odciążeniu, rozkłady składowych wmpr po wywołaniu w węższej części próbki naprężeń rozciągających σ = 50 mpa. widoczna jest zmiana rozkładów składowych wmpr w stosunku do stanu początkowego. rys. 1. próbka do badań ig. 1. experimental sample w każdej z próbek wyraźnie zaznacza się zróżnicowanie naprężeń pomiędzy przewężeniem a pozostałą częścią próbki. analizując rozkłady składowej stycznej ht,y (rys. 2a), dla tego samego poziomu naprężenia w przewężeniu, występują różnice jej wartości. pomijając wpływ innych czynników (niejednorodności struktury, anizotropii, pojawiających się naprężeń resztkowych), można założyć, że zróżnicowanie to jest głównie wynikiem wpływu geometrii próbek. może ono wynikać również z wartości naprężeń występujących w pozostałej części próbki. dla σ = 50 mpa w przewężeniu, w szerszych częściach próbek występują następujące naprężenia: a) b = 20 mm – σ = 20 mpa, b) b = 30 mm – σ = 30 mpa, c) b = 40 mm – σ = 40 mpa. na rysunku 2a widać, że najmniejszym naprężeniom odpowiadają najmniejsze zmiany wartości składowej stycznej ht,y w stosunku do wartości początkowych. widać również, że wpływ naprężeń na wartości składowej stycznej ht,y jest silnie nieliniowy. naprężenia te wpływają na zmiany trendu składowej normalnej hn,z (rys. 2b) na linii pomiarowej. jej wartości nie nadają się jednak do oceny stanu wytężenia, ponieważ przykładowo, dla próbki o szerokości b = 20 mm, w obszarze przewężenia przyjmuje ona wartości od –160 do –10 a/m. natomiast można stwierdzić, że im większe naprężenia, tym większy gradient zmian składowej normalnej hn,z. rysunki 2c i 2d przedstawiają, zmierzone po odciążeniu, rozkłady składowych wmpr po wywołaniu w węższej części próbki naprężeń rozciągających (σ = 375 mpa) wyższych od granicy plastyczności i wywołujących znaczne odkształcenia plastyczne. w tym przypadku wpływ geometrii próbek jest wyraźnie widoczny w rozkładach obydwu analizowanych składowych wmpr. w próbkach o największym zróżnicowaniu przekrojów występują największe zmiany wmpr, a wraz ze zmniejszaniem się tej różnicy zmiany wmpr maleją. trend zmian, który zarysował się w początkowej fazie obciążania, pozostaje niezmieniony. pojawia sie pytanie: który z czynników wpływu, naprężenia czy geometria, jest dominujący w zmianach wartości składowej stycznej ht,y. aby odpowiedzieć na to pytanie przeanalizowano zmiany średnich wartości składowej stycznej ht,y na odcinku od 90 do 110 mm linii pomiarowej w zależności od zadanego wcześniej obciążenia. zależność średnich wartości składowej stycznej ht,y od naprężeń pokazano na rysunku 3. 127przegląd spawalnictwa 12/2013 a) b) c) d) rys. 2. rozkłady składowych wmpr na linii pomiarowej dla dwóch poziomów naprężeń rozciągających – pomiar po odciążeniu: a) σ = 50 mpa, składowa styczna ht,y, b) σ = 50 mpa, składowa normalna hn,z, c) σ = 375 mpa, składowa styczna ht,y, d) σ = 375 mpa, składowa normalna hn,z ig. 2. distributions of the rmf components on the measurement line for two levels of tensile stress – measurement after unloading: a) σ = 50 mpa, tangential component ht,y, b) σ = 50 mpa, normal component hn,z, c) σ = 375 mpa, tangential component ht,y, d) σ = 375 mpa, normal component hn,z widać, że w analizowanych przypadkach dominuje wpływ naprężeń, choć wpływ geometrii też jest widoczny. ilościowe kryteria oceny w metodzie mpm są oparte na gradientach składowych wmpr. w [8, 9] wykazano błędy i niejasności w metodyce mpm [10, 11] związane ze stosowanym do oceny stanu materiału indeksem magnetycznym (będącym stosunkiem lokalnego maksimum gradientu do wartości średniej w badanym elemencie) oraz sposobem określania jego wartości granicznych. w normie [10] mowa jest tylko o „specjalnej procedurze” wyznaczania wartości granicznych indeksu magnetycznego, a z kolei w opracowaniu [11] wiąże się wartość graniczną z właściwościami wytrzymałościowymi – tworzywową cechą konstrukcyjną, pomijając zupełnie wpływ pozostałych (geometrycznej i dynamicznej). stąd też szczególnie interesującym zagadnieniem jest wpływ geometrii elementu na wartości gradientów dla różnych stanów wytężenia. na rysunkach 4a i 4b oraz 5a i 5b pokazano wpływ naprężeń i geometrii na wartości maksymalne gradientów składowych wmpr, które występują w strefach zmiany przekroju (rys. 4a i 4b) oraz na wartości średnie gradientów składowych wmpr wyznaczone dla obszaru o stałym przekroju na odcinku pomiędzy 90. a 110. punktem na linii pomiarowej próbki (rys. 5a i 5b). na rysunkach tych wpływ geometrii na gradienty jest wyraźnie widoczny, zarówno w ujęciu ilościowym, jak i jakościowym. zamieszczone na rysunkach linie trendu pokazują, że geometria może nawet wpływać na zmiany gradientów. szczególnie widoczne jest to na rysunku 5b, gdzie w zakresie naprężeń od 0 do 300 mpa dla b = 20 mm występuje trend wzrostowy, a dla próbek o wymiarze b równym 30 i 40 mm wartości gradientów najpierw wzrastają, a po przekroczeniu 200 mpa maleją. ilościowo rzecz ujmując, im większy jest stosunek przekrojów, tym większe są wartości gradientów średnich i maksymalnych. rys. 3. zależność średnich wartości składowej stycznej ht,y od naprężeń rozciągających – pomiar po odciążeniu ig. 3. dependence of the average values of tangential component ht,y on tensile stress – measurement after unloading 128 przegląd spawalnictwa 12/2013 a) b) rys. 4. zależność maksymalnych wartości gradientów składowych wmpr od naprężeń rozciągających – pomiar po odciążeniu: a) gradient maksymalny składowej stycznej ht,y, b) gradient maksymalny składowej normalnej hn,z ig. 4. dependence of the maximum values of gradients of the rmf components on tensile stress – measurement after unloading: a) maximum gradient of the tangential component ht,y, b) maximum gradient of the normal component hn,z a) b) rys. 5. zależność średnich wartości gradientów składowych wmpr od naprężeń rozciągających – pomiar po odciążeniu: a) gradient średni składowej stycznej ht,y, b) gradient średni składowej normalnej hn,z ig. 5. dependence of the average values of gradients of the rmf components on tensile stress – measurement after unloading: a) average gradient of the tangential component ht,y, b) average gradient of the normal component hn,z pods mowanie przedstawiono wyniki badań wpływu geometrii na wmpr próbek wykonanych ze stali 16mo3. analizowano zmiany wartości składowych wmpr oraz ich gradientów dla różnych poziomów wytężenia materiału. jeśli chodzi o wartości składowych wmpr, to relację z zadanymi obciążeniami można opracować dla składowej stycznej. w relacji tej dominuje wpływ historii obciążenia – naprężeń, choć wpływ geometrii też jest widoczny. pomiar składowej stycznej zgodnie z kierunkiem działania naprężeń głównych można wykorzystać do celów monitoringu stanu wytężenia konstrukcji wykonanych ze stali ferromagnetycznych. wpływ geometrii próbek na wartości gradientów średnich i maksymalnych jest znaczący. nie można go pomijać przy opracowywaniu wartości granicznych kryteriów oceny w metodzie mpm, stąd też metodyka tej metody wymaga poprawy i uzupełnienia. 129przegląd spawalnictwa 12/2013 literat ra [1] deputat j.: podstawy metody magnetycznej pamięci metalu. dozór techniczny 5/2002 s. 97-105. [2] dietrych j.: system i konstrukcja, wydawnictwa naukowotechniczne, warszawa 1978. [3] roskosz m.: kryteria oceny w metodzie magnetycznej pamięci metalu, przegląd spawalnictwa 13/2012 s. 31-34. [4] roskosz m.,bieniek m.: analysis of the universality of the residual stress evaluation method based on residual magnetic field measurements, ndt&e international 54 (2013) 63–68, http://dx.doi.org/10.1016/j.ndteint.2012.12.004. [5] roskosz m.: wpływ naprężeń czynnych i resztkowych na własne pole magnetyczne ferromagnetyków, przegląd spawalnictwa 13/2011 s. 46-49. [6] roskosz m., bieniek m.: evaluation of residual stress in ferromagnetic steels based on residual magnetic field measurements ndt&e international 45 (2012) 55–62, doi:10.1016/j. ndteint.2011.09.007. [7] iwaniec m., witoś m., roskosz m., gontarz s.: diagnozowanie konstrukcji wsporczych linii wn z wykorzystaniem efektów magneto-mechanicznych, 4 konferencja naukowotechniczna „diagnostyka materiałów i urządzeń technicznych”, gdańsk 2012 [8] roskosz m., bieniek m.: analysis of the methodology of the assessment of the technical state of a component in the method of metal magnetic memory testing, proceedings defektoskopie 2010/ nde for safety, p.229-236. [9] augustyniak m., roskosz m. hierarchia czynników wpływu w diagnostyce metodą statycznego pola rozproszonego, 41 krajowa konferencja badań nieniszczących, toruń 2012. [10] pn-iso 24497-1, 2, ,3 badania nieniszczące – magnetyczna pamięć metalu -część 1: słownictwo, część 2: wymagania ogólne, część 3: kontrola złączy spawanych. [11] własow w.t., dubow a.a: ocena poziomu naprężeń w strefach ich koncentracji według metody magnetycznej pamięci metalu. xiv seminarium nieniszczące badania materiałów, zakopane 2008. podzi kowanie przedstawione w artykule wyniki zostały uzyskane w badaniach współfinansowanych przez narodowe centrum badań i rozwoju w ramach umowy sp/e/1/67484/10 – strategiczny program badawczy – zaawansowane technologie pozyskiwania energii: opracowanie technologii dla wysokosprawnych „zero-emisyjnych” bloków węglowych zintegrowanych z wychwytem co2 ze spalin. imię i nazwisko kontakt do osoby zamawiającej: adres nip amawiam artyk ły nr zeszyt ..........., rok ............., strony ..................... nr zeszyt ..........., rok ............., strony ..................... nr zeszyt ..........., rok ............., strony ..................... cena 1 artykułu z numeru archiwalnego w wersji elektronicznej: 21 zł (w tym 5% vat) r r r r r r r r pspaw@ps.pl płaty na eży dokona na rach nek bankowy bank bph s.a. oddział w warszawie 45 1060 0076 0000 3200 0043 1836 artyk ły wysyłane są drogą e ektroniczną w ciąg 2 dni od otrzymania zam wienia. r akc a przeg ąd spawa nictwa a si p ul. świętokrzyska 14a, 00-050 warszawa tel.: 22 827 25 42, faks: 22 336 14 79 podpis firma n n oświadczam, że jestem podatnikiem vat i upoważniam firmę do wystawienia faktury bez podpisu adres e-mail przeg ąd spawa nictwa www.pspaw.pl pspaw@ps.pl ps 11 2017 www.pdf 9przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 ocena grubości warstw chromowych na stali i staliwie   z wykorzystaniem metody prądów wirowych  evaluation of chromium plated thicknesses on steel and cast steel using the eddy current method dr inż. dominik kukla – instytut podstawowych problemów techniki pan; dr inż. maciej szwed– politechnika warszawska; dr hab. inż. maciej roskosz, prof. agh – agh akademia górniczo-hutnicza. autor korespondencyjny/corresponding author: dkukla@ippt.pan.pl streszczenie w ramach niniejszej pracy opracowano procedurę nieniszczącą, ilościowej oceny grubości warstw chromowych. do tego celu wykorzystano metodę prądów wirowych, w zakresie analizy fazoczułej, czyli oceny zmian kąta fazowego impedancji w funkcji grubości warstwy. taka analiza stosowana jest w przypadku pomiarów grubości warstw konduktywnych w zakresie grubości od kilku do kilkuset mikrometrów, wytworzonych na podłożu konduktywnym. celem właściwej kalibracji parametrów pomiaru, zaprojektowano i wykonano po dwa zestawy próbek referencyjnych z warstwami chromowymi o grubości 15, 30 i 45 μm na podłożu ze stali stopowej 15hm oraz na staliwie węglowym l-200. z obydwu zestawów próbek pobrano wycinki do badań metalograficznych, które pozwoliły na bezpośredni pomiar grubości warstwy na przygotowanych zgładach. wyniki tych pomiarów potraktowano jako wartości referencyjne do dalszych badań. warstwy chromowe uzyskano w procesie nakładania chromu technicznego metodą galwaniczną, przy parametrach zapewniających uzyskanie założonych grubości. otrzymane wyniki pozwoliły potwierdzić możliwość ilościowej oceny warstw chromowych z dokładnością do 5 μm, z zastosowaniem komercyjnego urządzenia defektoskopowego przeznaczonego do badań metodą prądów wirowych. słowa  kluczowe: warstwy chromowe; pomiar grubości; prądy wirowe abstract the work has developed non-destructive, quantitative evaluation of the thickness of chrome layers. for this purpose, the method of vortex currents in the phase-phase analysis was used, i.e. the assessment of phase angle change impedance as a function of layer thickness. such analysis is used for conductive layer thickness measurements in the thickness range of several to several hundred micrometers produced on a conductive substrate. for the correct calibration of the measurement parameters, two sets of reference samples with 15, 30 and 45 μm thick chromium plating on a 15hm alloy steel base and l-200 carbon steel castings were designed and constructed. both sets of specimens were sampled for metallographic studies, which allowed to directly measure the thickness of the layer on prepared drawings. the results of these measurements were treated as reference values for further investigations. chromium layers were received in the process of the galvanic chromium plating, at the parameters which give the assumed thicknesses. the obtained results confirmed the possibility of quantitative evaluation of chrome layers to the nearest 5 μm, by usied a commercial defectoscope device for eddy current testing. keywords: chromium layers; thickness measurement; eddy current wstęp nieniszczące metody pomiaru grubości warstw i powłok opierają się na wykorzystaniu różnic właściwości fizykochemicznych, np. magnetycznych, elektrycznych, przewodnictwa cieplnego lub pochłaniania promieniowania jonizującego samej powłoki oraz podłoża, na które powłoka została nałożona. pomiary mają charakter względny (porównawczy) i wymagana jest kalibracja urządzenia pomiarowego na zestawie próbek wzorcowych o ustalonym zakresie grubości warstwy. metody magnetyczne z uwagi na prostotę i powtarzalność dominik kukla, maciej szwed, maciej roskosz przeglad welding technology review stanowią podstawowe narzędzie w nieniszczących pomiarach grubości warstw i powłok. w zależności od doboru odpowiedniej techniki można mierzyć warstwy niekonduktywne lub konduktywne (najczęściej nieferromagnetyczne) na różnego rodzaju podłożach, głównie metalicznych. warunkiem koniecznym jest zachowanie znaczącej różnicy w przewodności elektrycznej pomiędzy materiałem warstwy i podłoża (min. 1 s/m). metoda prądów wirowych, która wykorzystuje zjawisko indukcji magnetycznej i zaliczana jest do metod doi:.http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v89i11 .826 10 przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 magnetycznych, oprócz zastosowań w defektoskopii stwarza także szerokie możliwości w ocenie warstw zarówno pod kątem zmian grubości [1,2] jak i ich twardości [3]. najczęściej ocenie podlegają warstwy o charakterze adhezyjnym, gdzie mamy do czynienia z wyraźną granicą podziału warstwa/ podłoże i takim przypadkiem jest warstwa cr uzyskana w procesie anodowania na podłożu metalicznym. możliwa jest także identyfikacja zmian w grubości twardości warstw dyfuzyjnych, np. po nawęglaniu lub hartowaniu indukcyjnym. w tym przypadku jednak badanie ma charakter wyłącznie jakościowy. metodyka badań badania przeprowadzono na zestawach trzech próbek ze stali niskostopowej 15hm oraz trzech próbek ze staliwa węglowego l-200 poddanych chromowaniu technicznemu przy parametrach procesu pozwalającym na uzyskanie założonych grubości 15, 30 oraz 45 µm. na rysunku 1 pokazano oba zestawy próbek, z naniesionymi oznaczeniami obszarów, w których wykonywano pomiary metodami nieniszczącymi. z próbek tych pobrano wycinki do badań metalograficznych, które pozwoliły na bezpośredni pomiar rzeczywistej grubości warstwy na przygotowanych zgładach przekroi poprzeznych. wyniki tych pomiarów potraktowano jako referencyjne do dalszych badań. rys. 2. zakresy pomiarowe grubości oraz ich rozmiary dla zastosowanych metod oceny grubości warstw chromowych fig. 2. measurement ranges of thicknesses and their sizes for the methods used to evaluate the thickness of chrome layers rys. 1. zestawy próbek referencyjnych z warstwą chromu o zakładanej grubości 15, 30 i 45 μm na stali 15hm oraz staliwie węglowym l200 fig. 1. set of reference samples with 15, 30 and 45 μm thick chromium plated reference layer on 15hm steel and cast carbon steel l200. pomiary grubości warstw badania  mikroskopia. badania mikrostrukturalne z zastosowaniem mikroskopii świetlnej realizowane były na zgładach nietrawionych, przy użyciu stacjonarnego mikroskopu cyfrowego keyence vhx-600 umożliwiającego obserwacje przy powiększeniach 20x÷1000x. dzięki temu ustalono rzeczywistą grubość warstwy w miejscach wykonania przekrojów. mierniki.magnetyczne do pomiaru grubości metodami nieniszczącymi opartymi o zjawisko indukcji magnetycznej wykorzystano mierniki komercyjne ultrametr a91 oraz elcometer. pomiaru dokonywano po wcześniejszej kalibracji urządzeń wg wskazań producenta, w pięciu miejscach na każdej próbce, w obszarach zdefiniowanych na rysunku 1 oraz szczegółowo na rysunku 2. w każdym z tych punktów pomiar był wykonywany pięciokrotnie dla oszacowania powtarzalności pomiaru i wyznaczenia odchylenia standardowego. potencjalne różnice w wynikach związane były z wielkością sondy pomiarowej i obszarem wzbudzenia (rys. 2) prądy.wirowe badania z wykorzystaniem metody prądów wirowych wykonano za pomocą defektoskopu nortec 600 firmy olympus oraz dwóch sond palcowych (pencil probes) o zakresie częstotliwości 50÷500 khz oraz 1÷6 mhz. do badań użyto dwóch częstotliwości: 500 khz, dla której głębokość wnikania prądów wirowych w materiał warstwy wynosi ok. 250 µm oraz 5 mhz, dla której głębokość ta jest równo ok. 80 µm. częstotliwość 5 mhz jest bardziej uzasadniona dla pomiarów grubości warstwy w zakresie 15÷45 µm, z jakim mamy do czynienia w tym przypadku, ponieważ wg wytycznych [3,4] oraz norm [5] częstotliwość prądu magnesowania powinna zapewnić dwukrotnie większą głębokość wnikania niż mierzona grubość warstwy. na rysunku 2 pokazano miejsca wykonania pomiarów oraz wielkość obszarów pomiarowych w zależności od zastosowanej metody oraz przedstawiono użyte w każdej metodzie sondy. jak można zauważyć na powyższym rysunku, różnice w średnicach obszarów wzbudzenia są znaczne, od 1,9 mm dla wiroprądowej sondy palcowej, poprzez 10 mm sondy elcomete, do 19 mm urządzenia ultrameter. obszar pomiarowy sondy ołówkowej  obszar pomiarowy elcometer obszar pomiarowy ultrameter 15hm staliwo węglowe l-200 11przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 rys. 3. grubości warstwy o nominalnej grubości 15 µm, na stali 15hm fig. 3. thickness of layer with a nominal thickness of 15 μm, on 15hm steel rys. 4. grubości warstwy o nominalnej grubości 30 µm na stali 15hm fig. 4. thickness of layer with a nominal thickness of 30 μm, on 15hm steel rys. 5. grubości warstwy o nominalnej grubości 45 µm na stali 15hm fig. 5. thickness of layer with a nominal thickness of 45 μm, on 15hm steel wyniki badań i ich analiza badania metalograficzne ocena grubości warstw została w pierwszej kolejności przeprowadzona w sposób niszczący, na przekrojach poprzecznych próbek referencyjnych. wartości uzyskane z pomiaru mikroskopowego stanowiły wartość bazową, które miały być potwierdzone w wyniku pomiarów nieniszczących z wykorzystaniem różnych procedur i technik pomiarowych. na poniższych rysunkach przedstawiono zdjęcia zgładów przekroi poprzecznych próbek ze stali (rys. 3÷5) oraz staliwa (rys. 6÷8) pokrytych warstwą chromu. na zdjęciach naniesiono markery pozwalające ocenić grubość warstwy w wybranych miejscach przekroju próbki. na zdjęciach przekrojów poprzecznych próbek z warstwą widać jej adhezyjny charakter, co daje możliwość precyzyjnego pomiaru grubości warstwy zarówno na pokazanych zdjęciach, jak i z wykorzystaniem nieniszczących metod magnetycznych. na podstawie wyników uzyskanych z obserwacji zgładów można stwierdzić, że dobrane parametry procesu chromowania technicznego nie były optymalne dla uzyskania założonych grubości. we wszystkich przypadkach wyniki pomiarów metodą niszczącą wykazują otrzymanie warstw o mniejszej od zakładanej grubości. dalsze pomiary przeprowadzone z zastosowaniem komercyjnych mierników grubości, opartych na indukcji magnetycznej, częściowo potwierdziły ten wynik. wszystkie uzyskane wyniki pomiarów 12 przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 rys. 6. grubości warstwy o nominalnej grubości 15 µm na staliwie węglowym l200 fig. 6. thickness of layer with a nominal thickness of 15 μm, on cast carbon steel l200 rys. 7. grubości warstwy o nominalnej grubości 30 µm na staliwie węglowym l200 fig. 7. thickness of layer with a nominal thickness of 30 μm, on cast carbon steel l200 rys. 8. grubości warstwy o nominalnej grubości 45 µm na staliwie węglowym l200 fig. 8. thickness of layer with a nominal thickness of 45 μm, on cast carbon steel l200 rys. 9. trajektorie zmian impedancji dla obu zestawów próbek o nominalnej grubości warstwy 15, 30 i 45 µm dla częstotliwości prądu magnesowania: a) 5 mhz, b) 500 khz fig. 9. trajectories of impedance changes for both sets of samples with a nominal layer thickness of 15, 30 and 45 μm for a magnetizing current of: a) 5 mhz, b) 500 khz wraz z wartością odchylenia standardowego przedstawiono w tablicy i. w tabeli zamieszczono także wyniki pomiaru kąta fazowego sygnału oddalenia „lift-of” uzyskanego metodą prądów wirowych dla poszczególnych próbek. zmienne wartości tego parametru widać na obrazie z defektoskopu, dla częstotliwości 500 khz oraz 5 mhz (rys. 9). zarejestrowane przebiegi impedancji wskazują na wyraźne różnice w ich nachyleniu, dzięki czemu możliwa jest identyfikacja różnic w grubości warstwy, a w oparciu o pomiar kąta, możliwa jest także ilościowa ocena tych zmian. pomiar kąta odbywa się automatycznie, wraz z przyłożeniem sondy do powierzchni badanej i przy zastosowaniu odpowiedniego warstwy chromowe: 15µm, 30 µm, 45 µm na staliwie i stali 15 hm a) b) 13przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 rys. 10. zestawienie wyników pomiarów grubości z wynikami pomiarów kąta fazowego sygnału prądowirowego fig. 10. summary of thickness measurement results with the results of phase angle measurements of the eddy current signal przeskalowania możliwa jest kalibracja ustawień defektoskopu (na podstawie wskazań z dowolnej, zmierzonej warstwy), aby wartości mierzonego kąta były analogiczne do grubości warstwy wyrażonej w mikrometrach. wartości grubości warstw uzyskane w bezpośrednim pomiarze na przekrojach poprzecznych zostały, w pewnym zakresie dokładności, uzyskane także w pomiarach metodami pośrednimi, co pokazano na wykresie, na rysunku 10. na wykresie tym pokazano także wyniki pomiarów kąta fazowego. dla lepszego porównania skuteczności pomiaru metodą prądów wirowych, urządzenie pomiarowe zostało tak wyskalowane, aby wartość kąta fazowego uzyskanego na próbce z warstwą 45 µm na staliwie była równa grubości warstwy na tej próbce, czyli 45°. po takiej operacji uzyskano wartości kąta fazowego dla pozostałych warstw na staliwie odpowiednio: 32° i 13°, zatem wartości bardzo zbliżone do grubości wyrażonej w mikrometrach. podobny efekt uzyskano dla warstw na stali 15hm. dużo mniejszą dokładność tablica i. wyniki pomiarów grubości warstw chromowych uzyskanych różnymi technikami oraz wyniki pomiarów kąta fazowego od linii oddalenia „lift-of” metodą prądów wirowych dla poszczególnych próbek table i. results of thickness measurements of chrome layers obtained by various techniques and results of phase angle measurements from the “lift-of” distance line by means of vortex currents for individual samples warstwa cr na 15 hm warstwa cr na staliwo technika/urządzenie pomiarowe założone grubości warstw 15 µm 30 µm 45 µm 15 µm 30 µm 45 µm mikroskopia grubość 13,06 28,99 37,94 16,39 27,30 43,67 sd 0,31 0,39 0,79 0,47 0,39 0,18 ultrameter grubość 13,70 28,90 40,60 18,00 28,40 47,20 sd 0,81 0,66 0,80 0,55 0,49 1,17 elcometer grubość 15,48 30,86 39,27 17,35 30,40 45,62 sd 0,79 0,47 1,81 0,92 0,98 0,66 nortec 500 khz kąt fazowy 31,48 39,44 43,18 30,20 38,18 44,66 sd 0,68 0,43 0,63 0,42 0,39 0,46 nortec 5 mhz kąt fazowy 11,42 34,08 43,50 13,42 32,56 45,06 sd 0,35 0,50 1,10 1,45 1,33 0,49 korelacji uzyskano dla częstotliwości 500 khz, ale zależność kąta fazowego od grubości pozostała właściwa. rozbieżności w uzyskanych wynikach, choć stosunkowo niewielkie, można uzasadniać znacznymi różnicami w wielkości obszaru poddawanego pomiarom. odchylenie standardowe wyznaczone dla pomiarów mikroskopowych wskazuje na poziom jednorodności grubości warstwy chromowej. tylko na mierzonym przekroju wartość odchylenia wynosi średnio (dla wszystkich próbek) 0,5 µm. zatem na całej powierzchni próbki można spodziewać się większych rozrzutów, które z kolei będą wpływać na wynik uzyskany miernikami magnetycznymi o różnej średnicy sondy pomiarowej. w przypadku oceny grubości warstwy opartej o korelację z wartościami kąta fazowego mierzonego na defektoskopie prądowirowym, wielkość obszaru jest najmniejsza (średnica sond w zależności od częstotliwości od 1,9 mm do 2,5 mm), co stwarza możliwość wykorzystania tej techniki w ocenie grubości warstw małych detali lub elementów o dużym rozwinięciu powierzchni. pomiar mikro na zgładzie gr ub oś ć  [µ m ] nortec 5 mhz 50 45 40 35 30 25 20 15 10 5 0 50 45 40 35 30 25 20 15 10 5 0 nortec 500 khz ką t f az ow y  (n o r te c ) elcometer ultrameter warstwa 1warstwa 1 warstwa 2warstwa 2 warstwa 3warstwa 3 15hm staliwo 14 przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 podsumowanie  w efekcie przeprowadzonych badań można stwierdzić skuteczność metody prądów wirowych nie tylko w identyfikacji zmian grubości warstw konduktywnych na podłożach metalicznych, ale także w ich ilościowej ocenie. wykazano, że dysponując odpowiednio przygotowanymi wzorcami, można uzyskać wiarygodny i precyzyjny wynik pomiaru grubości warstwy na podstawie zmierzonych parametrów sygnału prądowirowego. istotne jest przy tym określenie zakresu pomiarowego, (określonego przez próbki odniesienia) oraz właściwe dostosowanie do niego wartości częstotliwości prądu wzbudzenia w materiale warstwy. ponadto, dzięki wykorzystaniu sond o małych średnicach, możliwa jest ocena grubości warstw w miejscach o małej powierzchni płaskiej, gdzie wykonanie pomiaru większością mierników indukcyjnych jest niemożliwe lub mało wiarygodne. badania.zrealizowano.w.ramach.programu.badań.stosowanych.(nr.projektu.245061),. ze.środków.narodowego.centrum.badań.i.rozwoju literatura [1] hinken j. h., barenthin b., halfpaap j., moebes c., wrobel h.t., ziep c.n., hekli m.l.: thickness measurement of chromium layers on stainless steel using the thermoelectric method with magnetic readout (tem), the e-journal of nondestructive testing, issn: 1435-4934 may 2005, issue vol. 10 no. 05. [2] makarov a.v., gorkunov e.s., malygina i.yu., kogan l.kh., savrai r.a. and osintseva a.l.: eddy-current testing of the hardness, wear resistance, and thickness of coatings prepared by gas–powder laser cladding, russian journal of nondestructive testing, 2009, vol. 45, no. 11, pp. 797-805. [3] kukla d., piotrowski l., szwed m.: ocena twardości warstw nawęglanych i hartowanych indukcyjnie na stali ams 6414 z zastosowaniem magnetycznych technik nieniszczących, przegląd spawalnictwa vol. 88, nr 10, 2016. [4] dybiec c., nakonieczny a., włodarczyk s.: prądy wirowe jedną z metod pomiarów grubości i przewodności elektrycznej warstw przewodzących nakładanych na metale i niemetale, czasopismo internetowe, badania nieniszczące, nr 3/2005, grudzień. [5] dybiec c., nakonieczny a., włodarczyk s.: sposób nieniszczącego pomiaru grubości powłok metalowych na materiałach przewodzących, zgłoszenie patentowe p-380080 [6] pn-en iso 2360:2006 powłoki nieprzewodzące na podłożu niemagnetycznym przewodzącym elektryczność – pomiar grubości powłok – metoda amplitudowa prądów wirowych ps 11 2015 www.pdf 22 przegląd spawalnictwa vol. 87 11/2015 węzeł hybrydowy – prognozowanie skurczu poprzecznego złącza doczołowego na podstawie planowanego eksperymentu dwuwartościowego hybrid node – predictions of transverse shrinkage in butt join on the basis of twodimensional designed experiment dr inż. tomasz urbański – zachodniopomorski uniwersytet technologiczny w szczecinie. autor korespondencyjny/corresponding author: tomasz.urbanski@zut.edu.pl streszczenie w artykule przedstawiono wyniki badań eksperymentalnych skurczu poprzecznego złącza doczołowego węzła hybrydowego. badania przeprowadzono wg zasad techniki planowania eksperymentu w warunkach laboratoryjnych, zbliżonych do warunków panujących w przemyśle. przedstawiona analiza uwzględnia parametry technologiczno-konstrukcyjne wpływające na przydatność montażową wielkogabarytowej konstrukcji stalowej. pokazana metoda oceny wyników eksperymentalnych umożliwia wykorzystanie zależności aproksymacyjnej do prognozowania skurczu poprzecznego w konstrukcjach wielkogabarytowych. słowa kluczowe: węzeł hybrydowy, odkształcenia spawalnicze, skurcz poprzeczny, planowanie eksperymentu, modele predykcyjne abstract the article presents the results of experimental research on transverse shrinkage in butt joint of a hybrid node. the research has been carried out according to design of experiment technique in laboratory conditions near-real-life production conditions. the presented analysis accounts for technological-constructional parameters influencing the suitability for assembly of largesize steel construction. the presented appraisal method used for experiment results features implementation of approximation dependence to predict transverse shrinkage in large-size constructions. keywords: hybrid node, weld distortions, transverse shrinkage, design of experiment, prediction models wstęp artykuł stanowi kontynuację tematu poświęconego prognozowaniu odkształceń spawalniczych węzła hybrydowego. pierwszy artykuł, analizujący odkształcenia panelu icore, ukazał się w przeglądzie spawalnictwa w marcu 2012 roku [1]. celem jednoznacznego sprecyzowania poruszanych w tekście zagadnień zaadaptowano następujące określenia, [2,3]: – węzeł hybrydowy – szczególny fragment wielkogabarytowej konstrukcji stalowej (np. okrętowej), w którym łączą się dwie odmienne pod względem konstrukcyjno-technologicznym części tej konstrukcji (w analizowanym przypadku patrz rys. 1: panel sandwich typu i-core oraz płyta usztywniona konwencjonalnie). oba fragmenty konstrukcji zespolone są elementem pośrednim łącznikiem, – przydatność montażowa – zdolność konstrukcji, bądź jej fragmentu, do połączenia z inną konstrukcją, bądź jej fragmentem, najlepiej bez dodatkowych zabiegów korekcyjnych. najbardziej niepożądanymi zjawiskami, wpływającymi na jakość elementów spawanych są odkształcenia spawalnicze. tomasz urbański to one, w znaczący sposób, pogarszają przydatność montażową prefabrykowanych podzespołów technologicznych we wszystkich rodzajach wielkogabarytowych konstrukcji stalowych. znaczną cześć nakładów (zarówno praco, materiałochłonności) pochłaniają prace naprawcze – głównie prostowanie termiczne – poprawiające złą jakość sekcji (tzn. nieakceptowaną z punktu widzenia standardów wykonania konstrukcji wielkogabarytowych, np.: [4,5]. jakość wykonania sekcji na etapie prefabrykacji decyduje w znacznym stopniu o ich przydatności montażowej w późniejszych etapach budowy jednostki pływającej [6]. pierwszą operacją technologiczną wchodzącą w skład prefabrykacji wszystkich rodzajów sekcji kadłuba statku jest spawanie płatów poszycia. operacja ta występuje również w późniejszych etapach montażu, tj. podczas budowy wielkogabarytowych sekcji przestrzennych (bloków) oraz montażu kadłuba w całość. dlatego złącze doczołowe jest jednym z podstawowych i najistotniejszych elementów konstrukcji spawanych, posiadającym decydujący wpływ na przydatność montażową każdej sekcji. ponadto złącza 23przegląd spawalnictwa vol. 87  11/2015 rys. 1. węzeł hybrydowy (na podst. [3]) fig. 1. hybrid node (on the basis of [3]) doczołowe mają duże znaczenie dla wytrzymałości wzdłużnej kadłuba statku. również w przypadku węzła hybrydowego ta postać odkształcenia ma bardzo ważne znaczenie. skurcz poprzeczny zajmuje bowiem trzecią pozycję w tzw. hierarchii technologicznej postaci odkształceń spawalniczych węzła. w/w hierarchię stworzono celem uszeregowania analizowanych form deformacji pod kątem ich wpływu na przydatność montażową. szczegółową analizę, dotyczącą wpływu wszystkich postaci odkształceń spawalniczych węzła hybrydowego na jego technologiczną przydatność montażową zawarto w [3]. nr eksperymentu energia liniowa x1 (ql) grubość łącznika x2 (g2) odstęp progowy x3 (a) 1 -1 -1 -1 2 +1 -1 -1 3 -1 +1 -1 4 +1 +1 -1 5 -1 -1 +1 6 +1 -1 +1 7 -1 -1 +1 8 +1 +1 +1 wartości rzeczywiste poszczególnych zmiennych niezależnych, należą do następujących przediałów: ql [1,0; 2,6], kj/mm, g2 [6;10], mm, a [4;8], mm. tablica i. plan eksperymentu – wartości unormowane (na podst. [3]) table i. plan of the experiment – normalised values (on the basis of [3]) badania eksperymentalne badania eksperymentalne prowadzono według zasad teorii planowania eksperymentu, realizując je na podstawie tzw. podejścia cybernetycznego. węzeł hybrydowy, w analizowanym przypadku jego złącze doczołowe, rozpatrywano jako tzw. czarną skrzynkę, na wejściu której wprowadzono celowo wyselekcjonowane wcześniej parametry, decydujące o powstawaniu odkształceń, tzw. zmienne niezależne. za najbardziej wpływające na skurcz poprzeczny uznano: energię liniową procesu spawania, odstęp progowy oraz grubość łącznika. na wyjściu czarnej skrzynki rejestrowano odpowiedź od wprowadzonych parametrów wejściowych, tj. skurcz poprzeczny, stanowiący tzw. zmienną zależną. opisaną czarna skrzynkę eksperymentu planowanego, wraz z jej najważniejszymi składowymi, pokazano na rysunku 2. rys. 2. czarna skrzynka eksperymentu planowanego (na podst.[3]) fig. 2. planned experiment black box (on the basis of [3]) w przypadku wyboru trzech zmiennych niezależnych, wartości których mogą być zmieniane na dwóch poziomach (tj.: minimalnym oraz maksymalnym) tablica i, eksperyment przeprowadzano na podstawie planu frakcyjnego dwuwartościowego, [7,8]. liczba eksperymentów w jednym (wymaganym) bloku wynosi 8. wartości minimalne i maksymalne zmiennych niezależnych odpowiadają rozpiętością wyselekcjonowanym parametrom technologiczno-konstrukcyjnym (tj. zmiennym niezależnym). w zależności od posiadanej objętości danych blok tych 8 eksperymentów może być realizowany wielokrotnie. eksperymenty prowadzono w warunkach zbliżonych do warunków produkcyjnych (na stanowisku, którego podstawę stanowił segment wielkogabarytowego łoża montażowego o wymiarach 4500x2000x480mm), z wykorzystaniem metod (tj. metody 136 w osłonie co2) oraz urządzeń spawalniczych powszechnie stosowanych w przemyśle okrętowym (tj. źródło prądu black cat 400 st oraz zespół podający zp s-1). spoiny wykonywał spawacz z kilkunastoletnim doświadczeniem zawodowym w branży stoczniowej. materiał podstawowy złącza doczołowego stanowiły fragmenty arkuszy blach stalowych gatunku ah36, natomiast jako materiał dodatkowy zastosowano drut proszkowy k-71tlf firmy kiswel, o średnicy ø 1,2 mm. jako elementy zamocowania próbek, symulujące założone postacie warunków brzegowych, zastosowano: sztywne zamocowanie na płycie konwencjonalnej (rys. 4) oraz podparcie przegubowo-nieprzesuwne na panelu i-core (rys. 4). sytuacja ta jest zgodna z powszechnie obowiązującymi zasadami technologii wytwarzania wielkogabarytowych konstrukcji stalowych (np. okrętowych) i może symbolizować przypadek łączenia paneli sandwich (wraz z łącznikiem) 24 przegląd spawalnictwa vol. 87 11/2015 z bardzo elementami konstrukcji konwencjonalnej o dużej sztywności, np. montaż sekcji kadłuba statku na pochylni, [3]. metodę wyznaczania skurczu poprzecznego przedstawiono na rysunku 3 oraz w tablicy ii. natomiast kolejność operacji technologicznych, realizowanych podczas wykonywania złącza doczołowego na stanowisku badawczym zobrazowano na rysunku 4. rys. 3. metoda wyznaczania skurczu poprzecznego (na podst. [3]) fig. 3. determinate of transverse shrinkage method (on the basis of [3]) rys. 4. stanowisko badawcze oraz operacje technologiczne związane z wykonywaniem spoiny czołowej (na podst. [3]) fig. 4. research stand and technology operations in the making of butt weld (on the basis of [3]) tablica ii. zależności matematyczne wykorzystywane przy wyznaczaniu skurczu poprzecznego (na podst. [3]) table ii. mathematical dependence used for determinate of transverse shrinkage (on the basis of [3]) lp. opis wzór 1 średnia (arytmetyczna) różnicy odległości między punktami pomiarowymi, mierzona w kierunku poprzecznym (szerokość) (1) 2 różnica odległości między punktami pomiarowymi, w kierunku poprzecznym (2) 3 odległość między kołkami pomiarowymi, mierzona odpowiednio na: górnej (bgi) oraz dolnej (bdi) powierzchni próbki (rys. 3) (3) oznaczenia: bi – odległości między punktami pomiarowymi w kierunku poprzecznm (i = 1, ..., n), n – liczba punktów pomiarowych w szeregu siatki pomiarowej, indeksy dolne: p – wartość mierzona przed spawaniem; s – wartość mierzona po spawaniu wyniki badań zależności między zmiennymi eksperymentalnymi mają charakter korelacyjny dlatego metodę wykorzystaną do prognozowania skurczu poprzecznego węzła hybrydowego oparto na analizie modeli regresji zmiennych zależnych względem zmiennych niezależnych. przy opracowywaniu wyników badań kierowano się zasadami zawartymi m. in. w: [7÷12], przy wykorzystaniu pakietu wspomagającego analizę statystyczną statistica. jako aproksymowaną funkcję obiektu badań przyjęto wielomian ze składnikami liniowymi oraz interakcjami pierwszego rzędu, o postaci przedstawionej zależnością (4). yi=b0+b1x1+b2x2+b3x3+b12x1x2+b13x1x3+b23x2x3 gdzie: yi wyznaczana zmienna zależna (skurcz poprzeczny złącza doczołowego), b0, b1, b2, b3, b12, b13, b23 – współczynniki regresji, x1, x2, x3 – zmienne niezależne wybrane do eksperymentu (patrz rys. 2 oraz tab. i). w kolejnym kroku wyznaczono poszczególne współczynniki regresji występującew równaniu (4), przy poziomie istotności α = 0,05 (tzn. współczynniku ufności 95%.). aby otrzymać zależności zawierających istotne współczynniki stosowano metody regresjikrokowo postępującej lub krokowo wstecznej. w ostateczności wybrano wyniki uzyskaneprzy pomocy pierwszej z metod, jako dającej wyższe wartości (tzn. bliższe jedności),najważniejszych z punktu widzenia oceny regresji, współczynników, tj.: współczynnika korelacji wielokrotnej (r), kwadratu współczynnika korelacji wielokrotnej (r2) oraz 2 skorygowanego kwadratu współczynnika korelacji wielokrotnej (skoryg r2). wielomian opisujący zależność skurczu poprzecznego od przyjętych parametrów technologiczno-konstrukcyjnych przyjmuje postać równania (5). wartości: skorygowanegokwadratu współczynnika korelacji wielokrotnej oraz statystyki f-snedecora, dla badanej postaci odkształcenia pokazano w tablicy iii, natomiast podsumowanie regresji wraz z wykazem istotnych zmiennych, dla analizowanej formy deformacyjnej, pokazano w tablicy iv. ysp3 =b0+b3a−b12q1g2+b13q1a gdzie: ysp3 skurcz poprzeczny złącza doczołowego, 4) 5) 25przegląd spawalnictwa vol. 87  11/2015 b0, b3, b12, b13, – współczynniki regresji, ql, g2, a – zmienne niezależne wybrane do eksperymentu (patrz rys. 2 oraz tab. i). na podstawie przeprowadzonych obliczeń do modelu regresji wybrano trzy funkcje. z tablicy iii wynika, że obliczona wartość statystyki f = 18,50 przekracza wartość krytyczną f0,05,3,4 = 6,59 przy trzech stopniach swobody licznika i czterech mianownika (wartość krytyczna z tablic statystycznych [11]), ponadto wartość p jest mniejsza od poziomu istotności α. oznacza to, że zależność (5) jest istotna statystycznie i może być wykorzystywana do prognozowania wartości zmiennej sp3 w funkcji zmiennych: ql, g2, a. uzyskana wartość skorygowanego kwadratu współczynnika korelacji wielokrotnej (tab. iii oraz tab. iv) świadczy o dopasowaniu powierzchni regresji do danych doświadczalnych na poziomie ponad 88%. potwierdza to wykres normalności reszt dla analizowanego modelu (patrz rys. 5a). usytuowanie punktów na tym wykresie pozwala stwierdzić, że rozkład reszt w przyjętym modelu nie odbiega znacząco od rozkładu normalnego. jednoznacznie potwierdza to wysokie dopasowanie oszacowanego modelu liniowego do danych empirycznych. ocena wartości uzyskanych dla analizowanego skurczu poprzecznego złącza doczołowego węzła hybrydowego pozwala stwierdzić, że istotny jest odstęp progowy, a ponadto następujące współzależności pomiędzy przyjętymi zmiennymi niezależnymi: energia liniowaprocesu spawania x grubość płyty łącznika (ql x g2) oraz energia liniowa x odstęp progowy (ql x a). trafność prognozy oceniono poprzez porównanie wartości obliczonych na podstawie równania aproksymacyjnego z wartościami wyznaczonymi eksperymentalnie, co zobrazowano na rysunku 5b. oba rodzaje w/w wartości umieszczono na jednym wykresie. ponieważ wartości zmiennych niezależnych, uzyskanych obiema metodami, ułożyły się w pobliżu linii prostej, poprowadzonej z początku układu współrzędnych pod kątem 45°, można stwierdzić dobrą zgodność prognozy z rzeczywistością (największa różnica w wynikach dla obu metod wynosi 0,19 mm, natomiast najmniejsza 0,01 mm). warunkiem, jaki musi zostać spełniony podczas prognoz tworzonych na podstawie uzyskanego wielomianu aproksymacyjnego jest przynależność wykorzystywanych parametrów technologiczno-konstrukcyjnych do przestrzeni definicyjnej realizowanego planu eksperymentu. jednak nie w każdym przypadku można oczekiwać wyniku symbol zmiennej zależnej wartość skoryg.r2 wartość statystyki f, wyznaczona na podst. analizy regresji wartość krytyczna fkr, z tablic statystycznych (dla poziomu istotności α = 0,05) ysp3 0,88237 f(3,4) = 18,502; p<0,00828 f(3,4) = 6,59 tablica iii. porównanie wartości: skorygowanego kwadratu współczynnika korelacji wielokrotnej oraz statystyki f-snedecora, dla sp3 (na podst. [3]) table iii. comparison values: corrected square of coefficient of multiple correlation and f-snedecor statistic, for sp3 (on the basis of [3]) podsumowanie regresji zmiennej zależnej: ysp3 r= ,96580598 r2= ,93278119 skoryg. r^2= ,88236709 f(3,4)=18,502 p<,00828 błąd std. estymacji: ,14311 n=8 beta bł. stand. beta b bł. stand. b t(4) poziom p w. wolny 0,9888581 0,229485 4,30782 0,012568 q1*a 0,937772 0,269964 0,016969 0,016969 3,47369 0,025498 q1*g2 -0,319013 0,219967 -0,011424 0,011424 -1,45028 0,220591 a 0,256976 0,203224 0,039660 0,039660 1,26450 0,274711 tablica iv. zestawienie istotnych zmiennych, przy wykonywaniu metody regresji krokowo postępującej, dla sp3 (na podst. [3]) table iv. composition of significant variables for performed of progressive regress selection method, for sp3 (on the basis of [3]) o porównywalnej jakości, ponieważ wartości parametrów technologicznych mają charakter probabilistyczny, co może prowadzić do większych różnic między prognozą a rzeczywistością. posługując się równaniem aproksymacyjnym, można ponadto pokazać, który z uznanych za istotne parametrów ma decydujący wpływ na otrzymaną postać deformacyjną. współzależności pomiędzy parametrami technologicznymi dają się wyraźnie przedstawić wformie graficznej. przy czym na wykresach trójwymiarowych mogą być pokazane równocześnie tylko dwa parametry. wykresy tego typu pokazano na rysunku 6, z którego wynika, że odstęp progowy oraz energia liniowa mają znacznie większy wpływ na wartość skurczu poprzecznego, niż grubość łącznika. zwiększenie odstępu progowego podnosi wartość skurczu. zastosowane w eksperymencie wielkości tego parametru odpowiadają sytuacji rzeczywistej. uzyskane wartości odkształceń (ich największe wartości), rzędu 2-2,5 mm, przy zastosowanych grubościach blach mogą być powodem niezadowalającej przydatności montażowej prefabrykowanych węzłów hybrydowych. a) rys. 5. ocena trafności wartości prognozowanych: a wykres normalności reszt dla przyjętego modelu, b wykres dla skurczu poprzecznego złącza doczołowego (na podst. [3]) fig. 5. estimation of accuracy of predicted deformations: a diagram of normality of residuals for received model, b diagram for transverse shrinkage of butt joint (on the basis of [3]) b) sp3 – wartości wyznaczone eksperymentalnie, ysp3 – wartości aproksymowane 26 przegląd spawalnictwa vol. 87 11/2015 a) b) c) rys. 6. wpływ parametrów technologiczno-konstrukcyjnych na wartości skurczu poprzecznego, tzn.: a odstępu progowego oraz energii liniowej, b odstępu progowego oraz grubości łącznika, c energii liniowej oraz grubości łącznika (na podst. [3]) fig. 6. the influence of technological-constructional parameters on transverse shrinkage values, i.e.: a welding gap and heat input, b welding gap and thickness of the connecting element, c heat input and thickness of the connecting element (on the basis of [3]) sp3 – skurcz poprzeczny przy spoinie czołowej [mm], a – odstęp progowy [mm], g2 – grubość łącznika [mm], ql – energia liniowa procesu spawania [kj/mm] wnioski ocena wyników eksperymentu planowanego pozwala na określenie parametrów technologiczno-konstrukcyjnych o istotnym znaczeniu dla wartości analizowanej postaci odkształcenia. pozwala również na opracowanie modelu matematycznego w celu prognozowania skurczu poprzecznego w złączu doczołowym węzła hybrydowego. model ten umożliwia tym samym poszukiwanie rozwiązań technologicznych gwarantujących utrzymanie geometrii konstrukcji węzła w założonych tolerancjach wymiarowych, co wpłynie na poprawę jego przydatności montażowej. wartykule udowodniono dobrą trafność prognozy. ponadto wykazano, że istotny wpływa na wartość skurczu poprzecznego mają wszystkie wyselekcjonowane do eksperymentu zmienne niezależne, tj.: odstęp progowy, energia liniowa oraz grubość łącznika. należy jednak pamiętać, że koniecznym warunkiem, jaki musi zostać spełniony, aby zapewnić rzetelność prognozy jest przynależność parametrów technologiczno-konstrukcyjnych do przestrzeni definicyjnej realizowanego planu eksperymentu. literatura [1] urbański t.: węzeł hybrydowy – prognozowanie odkształceń spawalniczych panelu icore na podstawie planowanego eksperymentu dwuwartościowego, przegląd spawalnictwa nr 3/2012, str. 16-22. [2] urbański t.: węzeł hybrydowy – technologiczność wielkogabarytowych konstrukcji spawanych – wprowadzenie, przegląd spawalnictwa nr 11/2010, str. 21-25. [3] urbański t.: metoda prognozowania odkształceń spawalniczych węzła hybrydowego na podstawie badań eksperymentalnych, rozprawa doktorska, zakład konstrukcji, mechaniki i technologii okrętów, wydział techniki morskiej, zachodniopomorski uniwersytet technologiczny w szczecinie, szczecin 2009. [4] shipbuilding and repair quality standard iacs, london 1996: part a. shipbuilding and repair quality standard for new construction; part b. repair quality standard for existing ships. [5] norma zakładowa: t100-1, 2001. stalowy kadłub statku. dokładność konstrukcji kadłuba, stocznia szczecińska s.a. [6] metschkow b., 2001. wpływ spawania na jakość konstrukcji prefabrykowanych, laboratoria technologiczne – aspekty utrzymania wysokiej jakości wyrobu, xi międzynarodowa konferencja, zintegrowane systemy zarządzania w przemyśle. [7] montgomery d.c.: design and analysis of experiments. john wiley & sons, inc. fifth edition, new york, 2001. [8] polański z.: planowanie doświadczeń w technice, pwn, warszawa 1984. [9] dobosz m.: wspomagana komputerowo statystyczna analiza wyników badań, akademicka oficyna wydawnicza exit, warszawa 2004. [10] kołodziński e.: symulacyjne metody badania systemów, pwn, warszawa 2002. [11] oktaba w.: elementy statystyki matematycznej i metodyka doświadczalnictwa, pwn, warszawa 1974. [12] nikiel g.: opracowanie statystyczne wyników badań doświadczalnych z wykorzystaniem programu regreg (http://www.ath.bielsko.pl). 201408_pspaw.pdf 8 przegląd spawalnictwa 8/2014 wyznaczanie naprężeń obliczeniowych w spoinach pachwinowych w złożonych stanach obciążeń – zgodnie z eurokodem 3 method for analytical computation   of stresses in fillet joints for complex load states  – according to eurocode 3 krzysztof kudła kwiryn wojsyk dr inż. krzysztof kudła, dr inż. kwiryn wojsyk – politechnika częstochowska. autor korespondencyjny/corresponding author: kkudla@o2.pl wstęp obliczanie pochodzących od obciążeń zewnętrznych naprężeń w spoinach pachwinowych podlegało w ciągu ostatnich kilkudziesięciu lat licznym korektom [1÷5]. początkowo uznawano, że wobec faktu niszczenia przez ścinanie spoin pachwinowych w ich powierzchni dwusiecznej, obliczając wszelkie naprężenia można wykonać jej kład o kąt 45° (dla spoin równoramiennych) na płaszczyznę rysunku (rys. 1). uzyskiwane w ten sposób pole lub wskaźnik uznawano za czynniki nośne przy wyznaczaniu naprężeń, które zawsze były ścinające [1]. metoda ta była nie tylko paradoksalna, gdyż przewidywała występowanie naprężeń stycznych w trzech, wzajemnie prostopadłych kierunkach, lecz również wskutek swej niedokładności prowadziła do znacznego, kilkunasto-kilkudziesięcioprocentowego przewymiarowywania spoin [6]. jej stosowanie dopuszcza eurokod 3, jako metodę uproszczoną, gdyż nie wymaga rozkładu sił działających na spoinę. streszczenie praca zawiera opis metodyki obliczeń nośności statycznej spoin pachwinowych dwoma dopuszczonymi przez eurokod 3 sposobami: kładowym (uproszczonym) i kierunkowego rozkładu naprężeń, opartym na wszechstronnych badaniach wytrzymałości spoin i hipotezie hmh. przedstawiono przykład wyznaczania naprężeń obliczeniowych w spoinie pachwinowej obciążonej trzema wzajemnie prostopadłymi siłami, wywołującymi siedem różnych rodzajów naprężeń. dokonano ich rozkładu, a następnie superpozycji w kluczowych punktach spoiny. wyjaśniono dlaczego metoda kładowa (uproszczona) prowadzi do obliczeniowego przewymiarowywania spoin pachwinowych. słowa kluczowe: eurokod 3, nośność złączy, spoiny pachwinowe, złożone obciążenia abstract the paper describes methodology for calculation of fillet joint load capacity using two approaches allowed by eurocode 3: projection method (simplified) and method of directional stress distribution that is based on comprehensive weld strength tests and hmh hypothesis. the work presents the example of stress calculation for fillet joints loaded with three forces acting along mutually perpendicular directions that produce stresses of seven different kinds. the stress decomposition and subsequently stress superposition in key weld points was performed. it was explained why projection method (simplified) leads to computational overestimation of fillet joints. keywords: eurocode 3, joint load capacity, fillet joints, complex load state 9przegląd spawalnictwa 8/2014 określanie nośności spoin pachwinowych w złożonych stanach naprężenia liczne badania nośności spoin pachwinowych w złożonych stanach naprężeń doprowadziły – początkowo w przypadkach szczególnych [2] – a następnie ogólnych, do wyznaczenia pełnej elipsoidy wytrzymałości spoin pachwinowych dla różnych stali [7], a następnie ustalenia wzorów opartych na hipotezie hubera–misesa-hencky’ego [5, 8] (rys. 2.) w przeciwieństwie do kładowej metody uproszczonej, metoda kierunkowa rozkładu naprężeń na płaszczyznę dwusieczną spoiny lepiej przystaje do rzeczywistego mechanizmu eksploatacyjnego pękania spoin pachwinowych. rys. 1. operacja kładu obliczeniowej płaszczyzny graniowej (dwusiecznej) spoiny pachwinowej na płaszczyznę rysunku fig. 1. projection of the root (bisecting) plane of fillet joint on the surface of a drawing rys. 2. a) przebieg zmian naprężenia w zależności od kierunku działania obciążenia, określony wg wzoru iso/iiw i doświadczalnie; b)rozkład naprężeń zewnętrznych na składowe – na płaszczyznę dwusieczną spoiny pachwinowej fig. 2. a) dependency of stress on the direction of load, determined according to iso/iiw norm and experimentally; b) the decomposition of external stresses into the bisecting plane of a fillet joint metoda ta jest metodą ogólną, stosunkowo wiernie obrazującą nośność spoin pachwinowych pod wpływem obciążeń zewnętrznych. przyjmuje się, że nie ma spiętrzenia naprężeń na końcach spoiny, a rozkład naprężeń jest równomierny w całym przekroju [8]. dla dłuższych niż 150 a spoin pachwinowych w złączach zakładkowych zaleca się zmniejszenie ich nośności współczynnikiem redukcyjnym: a w przypadku spoin dłuższych niż łączących żebra w elementach blachownicowych przyjmuje się współczynnik redukcyjny: gdzie: lw – długość spoiny [m] [5], βlw1, βlw2 – współczynniki korekcyjne zmniejszające nośność spoiny pachwinowej, a – grubość spoiny pachwinowej (rys. 2). nośność obliczeniową oblicza się ze wzorów: gdzie: σ┴, τ┴, τ – składowe stanu naprężeń w przekroju spoiny, odpowiednio normalne i styczne do płaszczyzny przekroju (rys. 2b), fu – nominalna wytrzymałość na rozciąganie słabszego z łączonych materiałów – w zakresie 360÷560 mpa dla t ≤ 40 mm i 340÷550 mpa dla 40 mm < t ≤ 80 mm, βw – współczynnik korelacji uwzględniający wyższe właściwości mechaniczne materiału spoiny w stosunku do materiału. γm2 = 1,25 – współczynnik bezpieczeństwa przy sprawdzaniu nośności na rozerwanie. gatunek stali βlw s235 0,8 s275 0,85 s355 0,9 s420 1,0 s460 1,0 tablica i. wyniki oznaczania ilości wodoru dyfundującego w stopiwie table i. results of determination of diffusible hydrogen content in deposited metal a) b) 10 przegląd spawalnictwa 8/2014 w spoinach o przekroju równoramiennego trójkąta prostokątnego (pachwin symetrycznych): warunek (4) nie wymaga wtedy sprawdzania, gdyż jest zawsze spełniony. pomimo swej prostoty, obliczanie naprężeń w spoinach pachwinowych metodą kierunkową sprawiać może nieco kłopotów osobom, które rzadko mają do czynienia z projektowaniem złączy spawanych oraz inżynierom korzystającym wcześniej ze starszej literatury lub dopuszczonej eurokodem 3 metody kładowej. we wcześniejszej pracy [9] zaprezentowano przykład obliczeniowy według dotychczas obowiązującej pn-90/b-03200, jednak nieobejmujący trudniejszych do wyznaczenia naprężeń w punktach pozaosiowych. lukę tę wobec ciągłego wzrostu wymagań technologicznych i normatywnych [11÷14] starano się wypełnić niniejszym opracowaniem. przykład. okrągły pręt stalowy przyspawano spoiną pachwinową do stalowej ściany. obliczyć naprężenia w punktach i÷v złącza pokazanego na rysunku 3, jeżeli działa na nie zewnętrzna siła p. obliczenie statycznych wielkości spoiny: – osiowy moment bezwładności względem osi obojętnej: – biegunowy moment bezwładności względem środka spoiny: – wskaźnik wytrzymałości na zginanie względem osi obojętnej: – wskaźnik wytrzymałości na skręcanie względem środka obrotu: rys. 3. usytuowanie obciążenia p względem spoiny pachwinowej fig. 3. the position of load p relative to a fillet joint obliczenie składowych obciążenia p, położonych prostopadle lub równolegle do płaszczyzny rysunku: px = p cos α py = cos β pz = p cos γ ustalenie rodzajów i wielkości naprężeń pochodzących od sił składowych: siła px wywołuje: – ścinanie – skręcanie gdzie: – zginanie względem osi yo gdzie: siła py wywołuje: – rozciąganie – zginanie względem osi xo gdzie: siła pz wywołuje: – ścinanie – zginanie względem osi xo gdzie: o z z x p gpg w m =σ o p sps w m x x =τ 2 d pm x p s x ⋅= o x x y p gpg w m =σ lpm x p g x ⋅= o y y x p gpg w m =σ 2 d pm y p g y ⋅= lpm z p g z ⋅= ( )4 42 64o ox y i i d a d π = = + − , ( )2 22 4sp f d a d π = + − xpt x s p p f τ = yp yr s p p f σ = zpt z s p p f τ = 11przegląd spawalnictwa 8/2014 określenie skutków działania składowych siły p w punktach i÷iv obwodu spoiny: rys. 4. rozkład naprężeń normalnych i stycznych do płaszczyzny rysunku w czterech punktach obwodu spoiny pachwinowej fig. 4. the distribution of normal and shear stresses in the drawing plane at four points along the contour of the fillet joint metoda kładowa w przypadku obliczania spoin pachwinowych metodą kładową należy naprężenia normalne σ z rysunku 4 potraktować jako styczne – ze względu na ich symetrię do τ┴. jak wspomniano wcześniej, wszelkie naprężenia w tej metodzie traktuje się jako styczne do obliczanego przekroju, chociaż takie nie są. zatem sumaryczne naprężenia od siły p w punktach i÷iv mają wartości: punkt 1, rysunek 4 punkt 2, rysunek 4 metoda kierunkowa punkt i, rysunek 5 punkt 4, rysunek 4 punkt 3, rysunek 4 gdzie: rys. 5. rozkład naprężeń w punkcie i spoiny pachwinowej fig. 5. the stress distribution at point i of the fillet joint xx p ii tpt τ=τ xx pii sps τ=τ yyy prprpr 2 2 σ=σ=τ ⊥⊥ yyy pgpgpg 2 2 σ=σ=τ ⊥⊥ zzz pgpgpg 2 2 σ=σ=τ ⊥⊥ zzz ptptpt 2 2 τ=σ=τ ⊥⊥ zatem, zgodnie z zależnością z rysunku 2b, otrzymujemy: ( ) ( ) ( ) 2mw u 2p ii sp ii t 2ptpgpgpr 2ptpgpgpr z f 3)i( xx zzyy zzyy γ⋅β ≤ τ+τ +τ+τ−τ+τ +σ−σ−σ+σ=σ ⊥⊥⊥⊥⊥⊥⊥⊥ 2m uptpgpgpr f9,0zzyy γ ≤σ−σ−σ+σ ⊥⊥⊥⊥ punkt ii, rysunek 6 rys. 6. rozkład naprężeń w punkcie ii spoiny pachwinowej fig. 6. the stress distribution at point ii of the fillet joint 12 przegląd spawalnictwa 8/2014 gdzie: xxx ptptpt 2 2 τ=σ=τ ⊥⊥ xx psp ii s τ=τ xxx pgpgpg 2 2 σ=σ=τ ⊥⊥ yyy prprpr 2 2 σ=σ=τ ⊥⊥ zz ptp ii t τ=τ zatem: ( ) ( ) ( ) 2mw u 2p ii tp ii s 2prpgpt 2prpgpt z f 3)ii( zx yxx yxx γ⋅β ≤ τ−τ +τ+τ−τ +σ−σ+σ=σ ⊥⊥⊥⊥⊥⊥ 2m uprpgpt f9,0yxx β ≤σ−σ+σ ⊥⊥⊥ punkt iii, rysunek 7 rys. 7. rozkład naprężeń w punkcie iii spoiny pachwinowej fig. 7. the stress distribution at point iii of the fillet joint zatem, analogicznie jak w punkcie i: ( ) ( ) ( ) 2mw u 2p ii sp ii t 2ptpgpgpr 2ptpgpgpr z f 3)iii( xx zzyy zzyy γ⋅β ≤ τ−τ +τ−τ+τ−τ +σ+σ+σ−σ=σ ⊥⊥⊥⊥⊥⊥⊥⊥ 2m uptpgpgpr f9,0zzyy γ ≤σ+σ+σ−σ ⊥⊥⊥⊥ punkt iv, rysunek 8 rys. 8. rozkład naprężeń w punkcie iv spoiny pachwinowej fig. 8. the stress distribution at point iv of the fillet joint zatem, analogicznie jak w punkcie ii: ( ) ( ) ( ) 2mw u 2p ii tp ii s 2prpgpt 2prpgpt z f 3)iv( zx yxx yxx γ⋅β ≤ τ+τ +τ−τ−τ +σ+σ+σ=σ ⊥⊥⊥⊥⊥⊥ 2m uprpgpt f9,0yxx γ ≤σ+σ+σ ⊥⊥⊥ nawet pobieżny przegląd zależności stosowanych w metodzie kładowej i w metodzie rozkładu naprężeń wskazuje, że w metodzie kładowej dodawane są składowe naprężeń w istocie o przeciwnych zwrotach, co musi prowadzić do wspomnianego wyżej przewymiarowania spoin. jego wielkość uzależniona jest od proporcji pomiędzy siłami px, py i pz. w przypadku konieczności obliczenia naprężeń poza wskazanymi wyżej punktami zachodzi potrzeba dokonania dalszych rozkładów naprężeń, co sprawia, że wzory są jeszcze bardziej skomplikowane. punkt v, rysunek 9 naprężenia wynoszą: 13przegląd spawalnictwa 8/2014 rys. 9. rozkład naprężeń normalnych i stycznych do płaszczyzny rysunku w punkcie v obwodu spoiny pachwinowej fig. 9. the distribution of normal and shear stresses in the drawing plane at point v of the fillet joint contour naprężenia zastępcze w punkcie v wynoszą więc: ( ) ( )( ) 2mw u 2p ii tp ii tps 2pgp 1 tpgprpgp 1 t 2pgp 1 tprprpgp 1 t z f 3)v( zxx zzyyxx zzyyxx γ⋅β ≤ τ−τ+τ+ τ−τ+τ+τ+τ−τ +σ+σ+σ−σ−σ+σ=σ ⊥⊥⊥⊥⊥⊥⊥⊥⊥⊥⊥⊥ wnioski należy zaznaczyć, że w przypadku kąta różnego od 45°, tzn. gdy jego sinus nie jest równy kosinusowi, obliczenia ulegają dalszej komplikacji, podobnie jak wtedy, gdy stosujemy pachwinowe spoiny asymetryczne. nieefektywność wykonywania i użytkowania nierównoramiennych spoin pachwinowych została wykazana w pracy [10]. powyższy przykład pokazuje, że metoda kierunkowa obliczania spoin pachwinowych może być żmudna, jednak należy pamiętać, że prowadzi do efektywnego i ekonomicznego projektowania i stosowania spoin pachwinowych. ich przewymiarowywanie jest od wielu lat podstawową bolączką konstrukcji spawanych, co wobec ich ilościowej przewagi nad czołowymi (sięgającej 9:1) prowadzi do przesztywnienia, kruchości i pękania węzłów konstrukcyjnych wykonanych nawet z łatwospawalnych stali. badania realizowane w ramach projektu „nowoczesne technologie materiałowe stosowane w przemyśle lotniczym”, nr poig.01.01.02-00-015/08-00 w programie operacyjnym innowacyjna gospodarka (po ig). projekt współfinansowany przez unię europejską ze środków europejskiego funduszu rozwoju regionalnego. financial support of structural funds in the operational programme innovative economy (ie op) financed from the european regional development fund project „modern material technologies in aerospace industry”, nr poig.01.01.02-00-015/08-00 is gratefully acknowledged. 14 przegląd spawalnictwa 8/2014 literatura [1] śledziewski e.: projektowanie stalowych konstrukcji spawanych, wnt, warszawa 1972. [2] pn-76/b-03200 konstrukcje stalowe. obliczenia statyczne i projektowanie. [3] pn-80/b-03200 konstrukcje stalowe. obliczenia statyczne i projektowanie. [4] pn-90/b-03200 konstrukcje stalowe. obliczenia statyczne i projektowanie. [5] pn-en 1993 1-8 :2008. eurokod 3. projektowanie konstrukcji stalowych. część 1-8 projektowanie węzłów. [6] wojsyk k.: analiza naprężeń obliczeniowych w spoinach pachwinowych konstrukcji spawanych. materiały ii sympozjum zakładów spawalnictwa politechnik. poznań, maj 1980. [7] ferenc k., ferenc j.: konstrukcje spawane. wyd. iii, warszawa, wnt 2006. [8] wichtowski b.: obliczanie złączy spawanych poddawanych obciążeniom statycznym i zmęczeniowym według eurokodu 3. przegląd spawalnictwa 1/2011, s. 15-22. [9] wojsyk k.: przykład obliczenia naprężeń pochodzących od złożonych statycznych obciążeń zewnętrznych w spoinie pachwinowej (wg pn-90/b-03200). spajanie materiałów konstrukcyjnych, 1(1)/2008, s. 45-48. [10] kudła k., wojsyk k.: ekonomiczne stosowanie spoin pachwinowych w konstrukcjach spawanych. mat. konf. „postęp, innowacje i wymagania jakościowe procesów spajania.” s. 177-186. międzyzdroje 22-24.05.2012. [11] kudła k, wojsyk k.: metody poprawy właściwości eksploatacyjnych złączy spawanych. przegląd spawalnictwa 5/2012, s. 49-51. [12] gawrysiuk w.: spawanie hybrydowe (laser-mag) paneli ścian szczelnych kotłów energetycznych ze stali 7crmovtib10-10. przegląd spawalnictwa 5/2014, s. 43-48. [13] wichtowski b., wichtowski m.: normatywne wymagania wykonawcze i spawalnicze w konstrukcjach budowlanych oraz badania jakości spoin. przegląd spawalnictwa 3/2012, s. 29-36. [14] pakos r.: nadzór i badania stalowych konstrukcji spawanych wg pn-en 1090-2:2009. przegląd spawalnictwa 3/2011, s. 44-48. przeglad welding technology review w dniach od 14 do 16 października 2014 roku instytut spawalnictwa w gliwicach organizuje 56. konferencję naukowo-techniczną pod hasłem: „spawalnictwo zawsze można więcej”. konferencja odbędzie się równocześnie z międzynarodowymi targami spawalniczymi expowelding 2014 w centrum targowo-konferencyjnym expo silesia w sosnowcu. konferencja wraz z targami spawalniczymi jest najważniejszym wydarzeniem w branży spawalniczej w tym roku w polsce. konferencja jest objęta patronatem ministerstwa gospodarki i polskiej akademii nauk. w trzydniowym spotkaniu weźmie udział ok. 300 specjalistów, naukowców i praktyków w dziedzinie spawalnictwa i technologii pokrewnych. ps 4 2018 www.pdf 73przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 odporność na korozję powłoki nicrfesi obciążonej cieplnie  w atmosferze powietrza i w środowisku siarki corrosion resistance of a nicrfesi coating heat-loaded in atmosphere of air and in sulfur environment prof.  dr  hab.  inż.  antoni  w.  orłowicz;  dr  hab.  inż.  marek  mróz,  prof.  prz;  dr  hab.  inż.  mirosław  tupaj,  prof.  prz;   dr hab. inż. andrzej trytek, prof. prz; mgr inż. bogdan kupiec; mgr inż. magdalena radoń; mgr inż. magdalena jacek;   – politechnika rzeszowska. autor korespondencyjny/corresponding author: mfmroz@prz.edu.pl streszczenie praca dotyczy natryskiwanej plazmowo powłoki nicrfesi na podłoże ze stali kotłowej (p 250gh). powłokę obciążano cieplnie w atmosferze powietrza i w środowisku siarki. obciążenie cieplne wynosiło 2000 cykli. jeden cykl obejmował: nagrzewanie do temperatury 560 °c i wygrzewanie w tej temperaturze w czasie 3 minut, chłodzenie do temperatury 300 °c, nagrzewanie do 560 °c i wygrzewanie w tej temperaturze w czasie 1,5 minuty oraz chłodzenie do temperatury 150 °c. efektem obciążeń cieplnych było zmniejszenie grubości powłoki o 39 µm. stwierdzono, że siarka dyfundowała w warstwę przypowierzchniową. tworzące się produkty jej reakcji z niklem i chromem sprzyjały wykruszaniu się składników tej warstwy, które następnie ulegały utlenianiu. słowa kluczowe: powłoka nicrfesi; natryskiwanie plazmowe; obciążenie cieplne abstract the paper deals with a nicrfesi coating plasmasprayed on a boiler steel (p 250gh) substrate. the coating was heat-loaded in atmosphere of air and in sulfur environment. the heat load comprised 2000 cycles, whereas each of the cycles included: heating up to 560 °c and soaking at the temperature for 3 minutes; cooling down to 300 °c and soaking at the temperature for 1.5 minutes; and cooling down to 150 °c. as a result of such thermal cycling, thickness of the coating was reduced by 39 μm. it has been found that sulfur had diffused into the superficial layer. the occurring products of sulfur reacting with chromium and nickel contributed to spalling of components of the layer which subsequently were subject to oxidation. keywords: nicrfesi coating; plasma spraying; thermal load wstęp nakładanie powłok eksploatacyjnych za pomocą natryskiwania cieplnego, a przede wszystkim plazmowego aps i naddźwiękowego hvof jest powszechnie stosowane do wytwarzania powłok w kotłach fluidalnych [1]. większość uszkodzeń wymienników ciepła jest spowodowana ubytkiem grubości ścianek rur w wyniku działania środowiska korozyjnego w warunkach obciążeń cieplnych i erozji [2,3]. z uwagi na to znaczenia nabierają wszystkie prace ukierunkowane na dobór najkorzystniejszego materiału powłok, parametrów procesu technologicznego ich natryskiwania oraz testowanie w warunkach obciążeń cieplnych w atmosferze powietrza i w środowisku zawierającym składniki typowe dla produktów spalania węgla. antoni w. orłowicz, marek mróz, mirosław tupaj, andrzej trytek, bogdan kupiec, magdalena radoń, magdalena jacek przeglad welding technology review w literaturze technicznej wiele uwagi poświęcono powłokom na bazie niklu. według [4,5] powłoki nicrbsi z dodatkami innych pierwiastków są korzystne w przypadku ochrony elementów pracujących w warunkach powodujących korozję wysokotemperaturową. autorzy prac [6,7] sugerują, że wprowadzenie do proszku nicrfesib twardych, wysokotopliwych węglików, np. crc, wc, vc, tic, wc-co znacząco podnosi, obok odporności na korozję wysokotemperaturową, odporność na zużycie erozyjne. w pracach tych mniej uwagi poświęca się mechanizmowi degradacji jej składników mikrostruktury w warunkach obciążeń cieplnych w atmosferze powietrza i w obecności siarki. celem pracy było ustalenie mechanizmu zużycia powłoki nicrfesi w warunkach cyklicznie zmiennych obciążeń cieplnych w atmosferze powietrza i w środowisku zawierającym siarkę. doi:.http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v90i4 .888 74 przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 rys. 1. mikrostruktura i skład chemiczny powłoki nicrfesi w stanie wyjściowym fig. 1. microstructure and chemical composition of the nicrfesi coating in the initial state materiał i metodyka badań materiał podłoża stanowiły płytki wykonane ze stali kotłowej p 250gh, o składzie chemicznym zawierającym: 0,17% c, 0,012% si, 0,90% mn, 0,02% cr, 0,015% mo, 0,019% cu, 0,050% al, 0,010% p, o wymiarach 50 x 25 x 4 mm. powierzchnię stalowych płytek, odtłuszczono acetonem, a następnie poddano działaniu ścierniwa (korundu o ziarnistości 125÷180 µm) w strumieniu powietrza podawanego pod ciśnieniem 6 barów. dyszę utrzymywano w odległości ok. 1000 mm od powierzchni płytek. wartość parametru wysokościowego st (różnicy wysokości pomiędzy linią wzniesień i linią wgłębień) tak przygotowanej powierzchni płytek próbnych wynosiła st = 31,5 µm. materiałem na powłokę był proszek nicrfesi. cząstki proszku o kształcie kulek o rozmiarach 5÷48 µm – 90% i rozmiarach 5÷30 µm – 10%, charakteryzowały się następującym składem chemicznym: 74,6% ni, 14,4% cr, 4,9% fe, 3,9% si. proces natryskiwania plazmowego zrealizowano na stanowisku sulzer metco, z zastosowaniem następujących parametrów: – prędkość przesuwu palnika – 160÷180 mm/s, – natężenie prądu – 600 a, – gazy plazmotwórcze – argon 55÷60 l/min, – wodór – 4÷5 l/min, – gaz nośny dla proszku – argon 3÷4 l/min, – odległość palnika od elementu natryskiwanego – 110 mm, – rodzaj gazu chłodzącego – powietrze pod ciśnieniem 2 barów. jedną płytkę z naniesioną powłoką przeznaczono do badań w stanie wyjściowym. drugą poddano 2000 cykli obciążeń cieplnych, obejmujących: nagrzewanie do temperatury 560 °c i wygrzewanie w tej temperaturze w czasie 3 minut, chłodzenie do temperatury 300 °c, nagrzewanie do 560 °c i wygrzewanie w tej temperaturze w czasie 1,5 minuty oraz chłodzenie do temperatury 150 °c. co dwusetny cykl powłokę natryskiwano roztworem zawierającym siarkę. z płytek z powłoką w stanie wyjściowym i po obciążeniu cieplnym wycięto próbki w płaszczyźnie prostopadłej do powierzchni podłoża i wykonano zgłady metalograficzne. pomiary grubości powłoki, badania składu chemicznego i mikrostruktury powłoki wykonano z zastosowaniem mikroskopu skaningowego vega xmh, wyposażonego w przystawkę do mikroanalizy składu chemicznego inca x-act firmy oxford. pkt. si, % p, % cr, % fe, % ni, % 1 3,05 0,00 20,21 4,37 72,37 2 3,57 0,00 14,77 5,50 76,17 3 13,82 0,00 15,71 4,39 66,08 4 4,54 4,20 2,41 1,25 87,59 5 4,40 0,21 5,97 2,47 86,93 6 3,01 0,00 13,35 4,65 72,65 pomiary grubości powłoki wykonano w pięciu przypadkowych miejscach. wyniki są średnią wartością z tych pomiarów. wyniki badań wyniki badań składu chemicznego składników mikro struktury powłoki nicrfesi w stanie wyjściowym przedstawiono na rysunku 1. uzyskane rezultaty wskazują, że w powłoce występują ziarna będące mieszaniną jasnego składnika (pkt. 1) bogatego w nikiel oraz chrom i ciemnego składnika (pkt. 2) bogatego w nikiel, ale zawierającego mniej chromu. wokół ziaren występują łańcuszki (pkt. 3) bogate w nikiel, chrom i krzem. w powłoce występuje także składnik strukturalny będący mieszaniną składnika bogatego w nikiel, zawierającego podwyższoną zawartość fosforu i krzemu (pkt. 4) oraz składnika uboższego w fosfor, ale zawierającego więcej chromu (pkt. 5). grubość powłoki w stanie wyjściowym wynosiła 254±12 µm, natomiast po obciążeniu cieplnym zmniejszyła się do 215±14 µm. wyniki obserwacji mikrostruktury i analizy składu chemicznego obszaru przypowierzchniowego powłoki nicrfesi przedstawiono na rysunku 2. obserwacja mikrostruktury i analiza składu chemicznego obszaru przypowierzchniowego powłoki (rys. 2) po obciążeniu cieplnym w atmosferze powietrza i w środowisku zawierającym siarkę, wskazuje na przebieg procesu dyfuzji siarki w głąb powłoki. transport siarki w głąb powłoki jest blokowany przez łańcuszki składnika strukturalnego (pkt. 7), który ulega zubożeniu w nikiel, chrom i żelazo, ale wzbogaca się w tlen. o skuteczności jego działania świadczy praktycznie brak zmiany składu chemicznego obszaru (pkt. 8) za łańcuszkiem w porównaniu do obszaru pkt 6 na rysunku 1. obszary nieosłonięte tym składnikiem strukturalnym są narażone na oddziaływanie siarki. efektem tego jest utworzenie wydzieleń składnika (pkt. 9) bogatego w siarkę, nikiel i chrom w osnowie (pkt. 10) zdecydowanie bogatszej w nikiel, ale uboższej w chrom i siarkę. jasne obszary (pkt. 11) zalegające jeszcze wyżej to tlenki bogate w chrom i nikiel, a ciemne obszary (pkt. 12) to tlenki bogate w nikiel i chrom. 75przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 rys. 2.  mikrostruktura i skład chemiczny obszaru przypowierzchniowego powłoki nicrfesi po obciążeniu cieplnym fig. 2. microstructure and chemical composition of the nicrfesi coating after thermal loads pkt. o, % si, % s, % cr, % fe, % ni, % 7 24,71 13,70 0,00 12,79 2,54 43,53 8 0,00 2,91 0,00 12,74 4,59 74,37 9 0,00 0,00 31,73 33,03 1,58 27,26 10 0,00 0,00 1,94 9,27 3,99 79,52 11 27,49 0,00 0,00 31,37 5,17 19,90 12 25,57 0,00 0,00 8,79 1,80 58,66 literatura [1] radziszewski a., radziszewski a.: defects in thermal sprayed coatings occurred during manufacturing and operation, przegląd spawalnictwa, nr 9, pp. 42-45, 2012. [2] uusitalo m.a., vuoristo p.m.j., mäntylä t.a.: elevated temperature erosion-corrosion of thermal sprayed coatings in chlorine containing environments, wear, vol. 252, pp. 586-594, 2002. [3] szymański k., hernas a., moskal g., myalska h.: thermally sprayed coatings resistant to erosion and corrosion for power plant boilers – a review, surface & coatings technology, vol. 268, pp. 153-164, 2015. [4] miguel j.m., guilemany j.m., vizcaino s.: tribological study of nicrbsi coating obtained by different process, tribology international, vol. 36, pp. 181-187, 2003. [5] hurricks p.l.: some aspects of the metallurgy and wear resistance of surface coatings, wear, vol. 2, pp. 291-320, 1972. [6] wang h., xia w., jin y.: a study on abrasive resistance of ni-based coatings with a wc hard phase, wear, vol. 195, pp. 47-52, 1996. [7] kulu p., pihl t.: selection criteria for wear resistance powder coatings under extreme erosive wear conditions, journal thermal spray technology, vol. 11, pp. 517-522, 2002. wnioski  – uzyskane rezultaty wskazują, że badana powłoka jest wieloskładnikowa. wyróżnić można mieszaninę składników bogatych w nikiel, w której jasne wydzielenia, w porównaniu do ciemnych, są uboższe w chrom, ale bogatsze w nikiel, mieszaninę składników o wysokiej zawartości niklu, w której jeden jest zdecydowanie uboższy w chrom, ale zawiera również fosfor oraz składnik w postaci łańcuszków bogaty w nikiel, chrom oraz krzem. – stwierdzono, że składnik mikrostruktury bogaty w krzem utrudnia dyfuzję siarki i tlenu do powłoki. składnik ten w trakcie obciążeń cieplnych ulega zubożeniu w nikiel, chrom i wzbogaca się w tlen. w obszarach powłoki nieosłoniętych tym składnikiem mikrostruktury tworzy się mieszanina składników, w której jeden jest silnie wzbogacony siarką i zawiera podobnie wysoką zawartość chromu i niklu, a drugi charakteryzuje się wysoką zawartością niklu i obniżoną zawartością chromu oraz siarki. ponad tą strefą utworzyła się warstwa tlenków bogatych w nikiel i chrom oraz tlenków bogatych w chrom i nikiel. – biorąc pod uwagę uzyskane rezultaty badań stwierdzić można, że powłoka nicrfesi nie powinna być zalecana do pracy w warunkach obciążeń cieplnych w atmosferze powietrza i w środowisku siarki. 00 referaty ps 10 2017 www 52 przegląd  spawalnictwa vol. 89 10/2017 zastosowanie technologii laserowych  w branży motoryzacyjnej  na przykładzie firmy volkswagen poznań laser technologies in automotive industry on the example of volkswagen company mgr inż. agata pawłowska – volkswagen poznań, politechnika poznańska. autor korespondencyjny/corresponding author: agata.pawlowska1@gmail.com abstract nowadays more and more conventional jointing methods used in an automotive industry like a resistance welding or mig/mag welding are replaced by laser techniques. this article presents some examples of modern laser technology used during production of the new model of volkswagen’s crafter in the factory located in września. in the above article construction and theoretical background of an action of fiber lasers as well as characteristics of laser welding and braze welding processes were discussed. also the results of mentioned techniques used during the bonding of body sheets were presented. keywords: laser; laser welding; automotive industry; laser beam streszczenie w przemyśle motoryzacyjnym coraz częściej konwencjonalne metody spajania, takie jak zgrzewanie oporowe czy spawanie mig/mag, zastępowane są technologiami laserowymi. artykuł prezentuje przykłady zastosowania nowoczesnych technologii laserowych do produkcji nowego volkswagena craftera we wrześni. omówione w nim zostały budowa i podstawy działania laserów włóknowych, rozróżnienie laserów emitujących wiązkę pojedynczą i potrójną, a także charakterystyka procesów spawania i lutospawania laserowego. przedstawione zostały również rezultaty wykorzystania opisanych technologii do spajania blach karoseryjnych. słowa kluczowe: laser; spawanie laserowe; branża motoryzacyjna; wiązka lasera wstęp technologie laserowe znajdują zastosowane niemalże w każdej dziedzinie życiaod innowacyjnych, zaawansowanych technologicznie urządzeń wykorzystywanych w przemyśle zbrojeniowym i medycynie po małe urządzenia codziennego użytku, takie jak na przykład wskaźniki. skoncentrowana wiązka laserowa jest źródłem ciepła o najwyższej gęstości mocy dostępnej w przemyśle. w branży motoryzacyjnej spajanie laserowe to najistotniejsza z technologii wykorzystujących laser jako źródło ciepła. świadczy o tym jego coraz powszechniejsze zastosowanie oraz intensywny rozwój na przestrzeni ostatnich lat. niewielkie jeziorko spawalnicze oraz mała ilość ciepła wprowadzana do materiału znacząco ogranicza wielkość odkształceń cieplnych w porównaniu do konwencjonalnych metod spawania. obróbka po procesie jest zbędna, a złącze charakteryzuje się wysoką odpornością zarówno statyczną, jak i dynamiczną. możliwość zastosowania dużych prędkości spawania oraz wysoka powtarzalność procesu znacznie obniżają koszty zastosowania technologii laserowej przy zachowaniu wysokiej jakości połączeń. agata pawłowska przeglad welding technology review rodzaje laserów stosowanych w spawalni crafter lasery włóknowe lasery włóknowe stanowią odpowiedź na problemy wynikające z kształtu aktywnego medium stosowanego w tradycyjnych laserach na ciele stałym. zastosowanie długiego i cienkiego czynnika aktywnego w laserze prowadzi do znaczącej poprawy zarówno właściwości termicznych, jak i optycznych lasera. ze względu na wysoką wartość stosunku powierzchni do objętości aktywnego medium, rozpraszanie ciepła i rozkład obciążeń termicznych na całej długości włókna nie wpływa znacząco na jakość wiązki. jest ona jednak uzależniona od właściwości fizycznych włókna [1]. włókno w laserze składa się z rdzenia i pancerza. rysunek 1 przedstawia schemat budowy włókna aktywnego lasera. rdzeń jest najczęściej wzbogacony o metale ziem rzadkich. zarówno światło z diod, jak i promieniowanie lasera przechodzą przez włókno. na końcach włókna znajdują się lustra lub bramki bragga, które wypuszczają z włókna promieniowanie o określonej długości wiązki. doi:.http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v89i10 .818 53przegląd  spawalnictwa vol. 89 10/2017 lasery włóknowe mogą osiągać moc nawet 100 kw. emitują wiązkę o długości 1,07 μm. wydajność elektryczna mieści się w przedziale od 20 do 30% [3]. rysunek 2 przedstawia zależność jakości emitowanej wiązki od mocy generowanej przez laser dla przedstawionych powyżej urządzeń. bpp (ang. beam.parameter.product) to współczynnik określający zbieżność wiązki, czyli jej jakość. dla idealnej wiązki wskaźnik ten powinien wynosić 0, co jest jednoznaczne z tym, że wiązka ma stałą średnicę na całej długości. im wyższa wartość współczynnika tym gorsza jakość wiązki. w praktyce współczynnik bpp wynosi dla laserów o wysokiej mocy mieści się w granicach od 0,3 do 25 mm•mrad. przy mocach niższych niż 10 w wskaźnik bpp laserów nd:yag wzbudzanych lampą i diodami jest niemal równy. stanowi on jedną dziesiątą wartości tego wskaźnika dla wiązki lasera gazowego co2 oraz lasera diodowego. świadczy to o gorszej jakości wiązek emitowanych przez laser diodowy i co2 przy niskich mocach w porównaniu do laserów nd:yag. jednak w przypadku wyższych mocy, stosowanych w spawalnictwie jakość wiązki lasera co2 zachowuje stały poziom, a pogorszeniu ulega jakość pozostałych wiązek. najwyższą jakością charakteryzują się wiązki emitowane przez laser dyskowy i włóknowy. rys. 1. budowa włókna aktywnego lasera [2] fig. 1. the structure of the active fiber [2] rys. 2. jakość wiązki emitowanej przez różne źródła laserowe w odniesieniu do mocy tego lasera [4] fig. 2. the quality of laser beam emitted by different laser’s sources in relation to the power of laser [4] lasery włóknowe jednowiązkowe i trójwiązkowe przy budowie samochodu użytkowego crafter we wrześni wykorzystywane są dwa rodzaje laserów włóknowych: jednoi trójwiązkowe dostarczane przez firmę ipg photonics. lasery te niezależnie od typu charakteryzują się budową modułową. moc poszczególnych modułów może wynosić od 500 do 1500 w, a ich ilość jest uzależniona od wymaganej mocy urządzenia. maksymalna moc dostępnego na rynku lasera wynosi 100 kw. sprawność tych urządzeń waha się w granicy 50%. wiązki emitowane przez poszczególne moduły są doprowadzane za pomocą światłowodów do sprzęgacza.tam następuje ich połączenie i dalsza emisja za pomocą głównego światłowodu do głowicy spajającej. długość fali powstałej wiązki wynosi 1070 nm. rysunek 3 przedstawia poglądowy schemat budowy tego typu lasera. rys. 3. budowa włókna aktywnego lasera [2] fig. 3. the structure of the active fiber [2] laser trójwiązkowy stanowi modyfikację lasera podstawowego, czyli jednowiązkowego. w porównaniu do tradycyjnych metod spajania takich jak spawanie czy zgrzewanie, proces laserowy charakteryzuje się bardzo wysokimi szybkościami nagrzewania i chłodzenia. efektem tego jest ryzyko zachodzenia bezdyfuzyjnych przemian fazowych. szczególnie w przypadku stali austenitycznych złącza mogą charakteryzować się wysoką twardością i kruchością. zastosowanie w tym przypadku dodatkowej wiązki znacząco poprawia jakość złącza, przez zredukowanie procentowej zawartości martenzytu w strukturze. spawanie podwójną wiązką jest także wykorzystywane do spawania stali galwanizowanych. pierwsza wiązka ma za zadanie odparować powłokę cynkową, przygotowując w ten sposób „ścieżkę” dla spoiny. druga wiązka jest odpowiedzialna za utworzenie złącza [5]. usunięcie warstwy cynku pomaga zredukować niezgodności złącza takie jak rozpryski i porowatość. jako metody usunięcia tej warstwy literatura podaje na przykład obróbkę mechaniczną lub spawanie wiązką lasera w dwóch przejściach lub zastosowanie technologii hybrydowych (metoda tig wraz z laserem) [6]. budowa lasera trójwiązkowego różni się od lasera jednowiązkowego ilością modułów oraz budową światłowodu doprowadzającego wiązkę lasera do spajanego elementu. oprócz modułów, które składają się na moc głównej wiązki, w urządzeniu znajdują się dwa dodatkowe moduły. każdy z nich generuje promieniowanie dla poszczególnej wiązki pomocniczej. wewnątrz światłowodu znajdują się trzy włókna, jedno dla wiązki głównej oraz dwa dla pomocniczych. rysunek 4 przedstawia schemat umieszczenia wiązek wewnątrz światłowodu oraz uzyskaną tą metodą spoinę. trzy zestawy próbek z ocynkowanych blach karoseryjnych o grubości 0,8 oraz 1,2 mm zostały zespawane. złącza zostały wykonane wiązką „falującą”. optyka głowicy została wprowadzona w ruch posuwisty oraz wahadłowy. przykład a pokazuje spoinę wykonaną w sposób tradycyjny, jedną wiązką. ta spoina charakteryzuje się największą niejednorodnością i nierównością lica. widoczne są również pory na powierzchni. dodatkowo na blasze widoczny jest rozprysk ciekłego metalu. spoina b została wykonana metodą trójwiązkową. wiązki pomocnicze wyprzedzają główną wiązkę spawającą. ich zadaniem jest przygotowanie materiału do spawania. wstępne podgrzanie oraz oczyszczenie blachy z warstwy cynku sprawia, że lico spoiny jest gładsze i nie obserwuje się rozprysku. na początku i na końcu widoczne są kratery. próbka została również wykonana metodą trójwiązkową. w tym przypadku wiązki pomocnicze „podążają” za wiązką główną. w ten sposób obniża się szybkość chłodzenia, a powierzchnia lica spoiny jest bardziej wyrównana, w porównaniu do spawania laserowego pojedynczą wiązką. zastosowanie dodatkowych wiązek wykazuje jednak największą skuteczność przy spawaniu spoin prostych, takich jak pokazuje przykład d. tylko w tym przypadku wiązki pomocnicze zawsze znajdują się w tym samym położeniu względem kierunku spawania. niezależnie od tego, czy umieszczone są przed, czy za główną wiązką. 54 przegląd  spawalnictwa vol. 89 10/2017 zastosowanie innowacyjnych technologii laserowych przy budowie samochodu crafter technologie laserowe są coraz szerzej wykorzystywane w branży motoryzacyjnej. w fabryce samochodów użytkowych crafter w dziale budowy karoserii użytkowanych jest 10 źródeł laserowych. cztery urządzenia wykorzystują pojedynczą wiązkę spawającą, a pozostałe trzy wiązki. lasery są wykorzystywane do spawania i lutowania w kabinach laserowych. rysunek 5 przedstawia kabinę laserową znajdującą się w fabryce samochodu crafter we wrześni. rys.  4. schemat umieszczenia wiązek w światłowodzie lasera oraz lica uzyskanych spoin fig.  4. scheme of the placement of beams in fibre-optic cable and examples of obtained faces of welds za pomocą spawania laserowego łączony jest dach z całą karoserią. wykorzystywana jest do tego celu głowica spawająca firmy permanova. proces ten opiera się na spawaniu pojedynczą wiązką. ściany samochodu crafter są lutowane potrójną wiązką z zastosowaniem głowicy spawającej z taktylnym układem śledzenia złącza. procesy te znajdują zastosowanie w branży motoryzacyjnej już od kilku lat. szerzej tematykę lutowania laserowego potrójną wiązką opisał e. majeran na przykładzie samochodu caddy [7]. połączenie zgrzewania i spawania laserowego nowością w polskim przemyśle jest proces z pogranicza zgrzewania i spawania, wykorzystujący laser. wykorzystywane jest do tego celu urządzenie lss1 – laser.seam. stepper. elementy spajane są do siebie dociskane, z kontrolowaną siłą mogącą osiągać wartość do 3 kn. podobnie jak ma to miejsce w przypadku zgrzewania oporowego punktowego – najszerzej stosowanej technologii spajania w branży motoryzacyjnej. następnie odbywa się spawanie z wykorzystaniem pojedynczej wiązki laserowej. proces odbywa się bez obecności gazów osłonowych. jego największą zaletą jest fakt, że urządzenie jest laserem klasy 1, bezpieczne w racjonalnie przewidywalnych warunkach pracy, także w przypadku patrzenia w wiązkę przez przyrządy optyczne. urządzenia te nie muszą być użytkowane w kabinach laserowych, w przeciwieństwie do laserów klasy 4, które mogą stanowić zagrożenie już przy odbiciach rozpraszających. mogą spowodować obrażenia skóry oraz zagrożenia pożarem [9]. rysunek 6 przedstawia schemat stanowiska do przygotowywania próbek za pomocą urządzenia lss1. składa się ono z głowicy urządzenia lss1 zamontowanej na robocie przemysłowym kuka oraz systemu mocowania próbek. urządzenie pozwala na wykonywanie połączeń o przebiegu „sinusoidalnym”, przedstawionych na rysunku 4. w zależności od zastosowanych parametrów możliwe jest uzyskanie różnych efektów. oprócz standardowych parametrów takich jak moc spawania i prędkość spawania istnieje możliwość regulacji częstotliwości pracy ruchu wahadłowego. w efekcie regulujemy częstotliwość pojawiania się „fal”. rys. 5. widok kabiny laserowego systemu spawalniczego stosowanego w spawaniu konstrukcji pojazdu fig. 5. the view on laser welding system used in welding of the car’s construction rys. 6. schemat stanowiska do przygotowywania próbek za pomocą urządzenia lss1 fig. 6. the test stand for laser welding with lss1 55przegląd  spawalnictwa vol. 89 10/2017 próby spawania urządzeniem lss1 próby spawania urządzeniem lss1 polegały na przygotowaniu partii próbek z blach karoseryjnych o grubości 0,9 i 0,75 mm. obie blachy zostały poddane procesowi galwanizacji. grubsza blacha została ocynkowana ogniowo, a cieńsza elektrolitycznie. rysunek 7 przedstawia przykładową partię próbek spawania laserowego. każda próbka została pospawana innymi parametrami. próbki zostały poddane ocenie zgodnie z normą din en iso 13919-1[10]. rysunek 8 przedstawia przykładowe: lico, grań spoiny oraz zgład metalograficzny. wklęsłość lica spoiny wynosi 0,68 mm, a głębokość wtopienia 0,20 mm. obydwa parametry mieszczą się w granicach określonych przez normę. rys. 7. próbki spawania wykonane urządzeniem lss1 fig. 7. examples of welds prepared with lss1 rys. 8. lico, grań oraz zgład metalograficzny spoiny wykonanej urządzeniem lss1 fig. 8. face, root and polished section of the weld prepared with lss1 wnioski  spawanie urządzeniem lss1, pojedynczą wiązką umożliwia spajanie blach karoseryjnych cynkowanych ogniowo oraz elektrolitycznie. mniejsza ilość ciepła wprowadzanego do materiału w porównaniu do konwencjonalnych metod spajania gwarantuje ograniczenie odkształceń cieplnych. możliwość dwustronnego dociskania elementów podczas spawania urządzeniem lss1 redukuje konieczność zastosowania skomplikowanych i kosztownych systemów mocowania detali. spawanie urządzeniem lss1 wymaga mniejszej powierzchni niż ma to miejsce w przypadku zgrzewania oporowego. pozwala to na redukcję wymiarową, a tym samym obniżenie masy samochodu. zastosowanie w spawalnictwie laserów klasy 1 wpływa na zmniejszenie kosztów inwestycyjnych związanych z przygotowaniem stanowiska roboczego. dodatkowo poprawia bezpieczeństwo pracowników obsługujących stację i pracujących w pobliżu. uzyskane w wyniku spawania laserowego połączenia mogą skutecznie zastąpić zgrzeiny punktowe. czas ich wykonania jest krótszy, a ograniczenia wynikające z charakterystyki procesu mniej dokuczliwe. nie występuje tu tak zwany efekt bocznikowania prądu. literatura [1] majumdar j. d., manna i.: laser material processing, international materials reviews, 56, s. 46-47, 2011. [2] limpert j. , schreiber t., tünnermann a.: fiber based high power laser systems, s. 1-6, www.rp-photonics.com/highpowerfiberlasers.html (odwiedzona 30.08.2017) [3] katayama s.: introduction: fundamentals of laser welding, handbook of laser welding technologies, joining and welding research, institute osaka university, 11-1 mihohaoka, ibaraki, osaka, japonia, pp. 3-7, 2013. [4] dobrzański l.a., dobrzańska-danikiewicz a.d.: obróbka powierzchni materiałów inżynierskich, open access library, volume 5, s. 183-193, 2011. [5] różański m., morawiec m., grajcar a., stano s.: modified twin-spot laser welding of complex phase steel, arch. metall. mater, vol. 61, pp. 1999, 2016. [6] k-m. hong, y.c. shin: prospects of laser welding technology in the automotive industry: a review, journal of materials processing technologies, 245, pp. 52, 2017. [7] majeran e.: lutowanie laserowe w przemyśle motoryzacyjnym metodą trifocal na przykładzie tylnej klapy volkswagena caddy, przegląd spawalnictwa, vol. 88, nr 9, s. 14-17, 2016. [8] krastel k.: new production tool for energy-efficient joining technology in automotive manufacturing, sheet metal welding conference xvi, october 22-24, 2014. [9] norma pn-en 60825-1 bezpieczeństwo urządzeń laserowych – część 1. klasyfikacja sprzętu i wymagania, 2010. [10] din en iso 13919-1 schweißen elektronenund laserstrahl-schweißverbindungen; leitfaden für bewertungsgruppen für unregelmäßigkeiten teil 1: stahl, 2002. 201312_pspaw_25gt.pdf 104 przegląd spawalnictwa 12/2013 dariusz mężyk energetyczne rurociągi wysokoprężne – instalacje po długoletniej eksploatacji high-energy pipelines installations after longterm  operated gr ari sz żyk – instytut energetyki, warszawa. st p podczas długotrwałej eksploatacji bloków energetycznych materiały konstrukcyjne stosowane w przemyśle energetycznym pracują w warunkach zmiennych pól naprężeń i zmiennej temperatury. materiały te są narażone na oddziaływanie środowiska gazów i cieczy oraz na działanie obciążeń mechanicznych. czynniki te powodują w okresie eksploatacji ciągłe zmiany mikrostruktury materiałów i w rezultacie pogorszenie ich właściwości mechanicznych. efektem wzrostu wartości i koncentracji naprężeń jest pękanie złączy spawanych i awarie elementów kształtowych instalacji cieplnych oraz ciśnieniowych obiektów energetycznych. abstract long-term operation of power units is related to work in conditions of variable stress fields and temperatures. materials of construction of pipelines are exposed to environments working medium and the action of mechanical loads. these factors cause degradation over the lifetime of microstructure and consequently the deterioration of mechanical properties. tensions in pipeline installations are results of variable mechanical and thermal load. after a longer period of time they are a reason of stress cracking of welded joints and faults moldings thermal plants and energy facilities of pressure. due to the parameters of the special care diagnostic diesel pipelines should be covered. a properly run the diagnostic process has a direct impact on safety and reliability of operation of energy facilities. streszczenie długotrwała eksploatacja bloków energetycznych związana jest z pracą w warunkach zmiennych pól naprężeń i temperatury. materiały konstrukcyjne rurociągów narażone są na oddziaływanie środowiska czynnika roboczego oraz obciążeń mechanicznych. czynniki te powodują w okresie eksploatacji degradację mikrostruktury, a w rezultacie pogorszenie właściwości materiału. obciążenia mechaniczne i cieplne skutkują zmiennymi naprężeniami w instalacjach rurociągowych. w dłuższym czasie są one przyczyną zarówno pękania złączy spawanych, jak i awarii elementów kształtowych. ze względu na parametry pracy szczególną uwagę należy zwrócić na eksploatacje rurociągów wysokoprężnych. właściwie dobrany i realizowany proces diagnostyczny w istotny sposób wpływa na bezpieczeństwo pracy obiektów energetycznych. ł wne czynniki awaryjno ci kład w r rociągowych szczególną opieką diagnostyczną należy objąć rurociągi wysokoprężne z uwagi na ich wyjątkowy charakter. wysoka temperatura, ok. 540oc i ciśnienie do 20 mpa powodują, że elementy, z jakich zbudowana jest instalacja, nie zawsze są w stanie przenieść obciążenia i rurociągi mogą ulec zniszczeniu. bardzo istotnym problemem występującym podczas eksploatacji urządzeń energetycznych jest wzajemne oddziaływanie układu rurociąg-turbina. mechanizm wzajemnego oddziaływania tych elementów nie został jednoznacznie określony. z uwagi na wagę problemu, z którym boryka się większość krajowych elektrowni i elektrociepłowni, prowadzone są wielokierunkowe badania zmierzające do określenia wzajemnego oddziaływania wymienionych elementów bloków energetycznych [1]. 105przegląd spawalnictwa 12/2013 na wytężenie materiału elementów ciśnieniowych poza naprężeniami od ciśnienia wewnętrznego i naprężeniami temperaturowymi wpływ mają obciążenia mechaniczne pochodzące od ciężaru rurociągu i zamontowanej na nim armatury oraz pochodzące od ograniczenia swobody dylatacji cieplnej i jakości pracy systemu zamocowań. ze względu na warunki pracy i związane z nimi obciążenia najistotniejsze znaczenie mają rurociągi pary świeżej, a głównie ich elementy kształtowe (kolana, trójniki, czwórniki, mieszacze pary, zasuwy główne). rurociągi pary wtórnie przegrzanej pracują w wysokiej temperaturze, lecz przy znacznie niższym ciśnieniu. na rurociągach pary wtórnie przegrzanej znajdują się zawory bezpieczeństwa. ta część rurociągów pracuje w cyklu okresowym, przez co dochodzi do gwałtownych schłodzeń i wzrostów temperatury co wpływaja na niszczenie niskocyklowe. z tego powodu tę część rurociągu należy objąć szczególną troską. iagnostyka stan technicznego zakres badań rurociągów pary do wtórnego przegrzewu obejmuje rurociągi o pracy okresowej, elementy kształtowe i odwodnienia. pozostałe rurociągi należy objąć diagnostyką materiałową zgodnie z obowiązującą instrukcją, a wszędzie tam, gdzie wystąpią zauważalne zmiany materiału lub kształtu, zwiększyć częstotliwość badań [2]. istotne znaczenie dla monitoringu położeń przestrzennych rurociągów wysokoprężnych mają pomiary geodezyjne prowadzone zarówno w stanach zimnych rurociągów, jak i w stanach pełnego obciążenia cieplnego. wyniki tych pomiarów są podstawą do określenia rozkładu naprężeń temperaturowych wzdłuż trasy rurociągu ze szczególnym uwzględnieniem elementów kształtowych. rys. 1. przykładowy schemat rozmieszczenia punktów pomiarowych na rurociągach pary ig. 1. model outline of arranging measuring points on pipelines of steam ważnymi elementami węzła technologicznego pod nazwą główne rurociągi parowe jest zabudowana na nich armatura. znajduje się ona głównie pod turbiną, ale zabudowana jest na rurociągach i łącznie z nimi powinna być rozpatrywana. armaturę tę stanowią zawory szybkozamykające, główne zasuwy parowe i zasuwy obejściowe głównych zasuw parowych. zawory szybkozamykające są istotnym elementem układu, gdyż one w sytuacjach awaryjnych odcinają dopływ pary do turbiny. prawie wszystkie układy automatyki zabezpieczeniowej bloku, zarówno cieplnej, technologicznej, jak i elektrycznej w konsekwencji powodują natychmiastowe zamknięcie zaworów szybkozamykających i odcięcie pary od turbiny. zawory te sterowane są hydraulicznie i są ściśle powiązane z układem oleju regulacyjnego turbiny. w związku z tym, że ich pełna sprawność techniczna ma zasadnicze znaczenie dla bezpieczeństwa eksploatacji bloku energetycznego, powinny one być również objęte systemem diagnostycznym. bezpieczeństwo eksploatacji obiektu wiąże się z trwałością, którą można włączyć w zakres ogólnie pojętego wytężenia materiału. pojęcie trwałości wymaga określenia: – czasu granicznego do zniszczenia, – granicznej liczby cykli do zniszczenia, – liczby operacji technologicznych, – innych wielkości mierzalnych. wśród czynników wpływających na trwałość elementów urządzeń ciśnieniowych znajdują się czynniki związane z: wykonaniem elementu, montażem, eksploatacją, diagnostyką, naprawami i modernizacją [3]. aby zapobiec sytuacjom awaryjnym, należy kontrolować pracę systemu zamocowań, sprawdzać geodezyjnie położenie rurociągów w stanach zimnych i gorących oraz prowadzić badania diagnostyczne pozwalające określić stan naprężeń, stopień degradacji struktury materiału, a także przeprowadzić obliczenia oparte na rzeczywistych danych uwzględniających przemieszczenia 106 przegląd spawalnictwa 12/2013 dylatacyjne i położenie rurociągu w stanie zimnym i gorącym. ze względu na zmienność stanu wytężenia materiału obliczenia stopnia wyczerpania trwałości eksploatacyjnej możliwe są w sposób przybliżony. przeliczenia elastyczności rurociągu prowadzone na podstawie danych zgromadzonych podczas badań rurociągów wraz z armaturą potrafią przybliżyć odpowiedź dotyczącą prawidłowości prowadzonej eksploatacji oraz rozpatrywać symulowane stany przeciążeń i ograniczeń w pracy rurociągów. war nkowania materiałowe eksp oatacji r rociąg w wysokopr żnych na przykładzie sta i 13 (14 ov63) w eksploatowanych krajowych obiektach energetycznych od wielu lat w instalacjach rurociągów pary pierwotnej stosowano stal 13hmf (14mov63) zastępowaną obecnie innymi materiałami, np. p91, p92. właściwości mechaniczne elementów rurociągowych wykonanych ze stali 13hmf określane w temperaturze pokojowej, charakteryzują się już nawet po eksploatacji w warunkach pełzania powyżej 100 000 godzin niskimi wartościami. wyniki badań granicy plastyczności czy energii łamania są znacznie niższe niż wymagania minimalne dla stanu wyjściowego tej stali. pogorszenie tych właściwości spowodowane jest zmianami struktury stali, do których zalicza się: – rozpad obszarów bainit/perlit, – rozwój procesów wydzieleniowych węglików (przemiany węglików, zmiana morfologii – kształtu, wielkości i rozmieszczenia faz wtórnych, zubożenie osnowy w dodatki stopowe). w stali 13hmf po długotrwałej eksploatacji obserwuje się powstawanie nowych węglików zarówno wewnątrz, jak i na granicach ziaren oraz rozrost już istniejących. przy założeniu stosunkowo stabilnego poziomu temperatury pracy wzrost naprężeń może przyczynić się do znacznego wzrostu wydzieleń, rozpadu obszarów perlit/bainit, co w konsekwencji prowadzi do nadmiernej utraty trwałości [4]. długotrwała eksploatacja elementów rurociągowych pracujących w warunkach pełzania powoduje degradację materiału przez zmiany strukturalne, które w konsekwencji prowadzą do obniżenia odporności na pełzanie oraz do przesunięcia temperatury przejścia w stan kruchy w kierunku wyższej temperatury. nie powoduje to jednak jednoznacznej konieczności dokonania wymiany takich elementów na nowe. w większości przypadków elementy te mogą pracować znacznie poza obliczeniowy czas pracy, co związane jest z istnieniem trwałości resztkowej. wymagane właściwości mechaniczne stali 13hmf oraz część uzyskanych wyników badań kolana w temperaturze otoczenia przedstawiono w tablicy i. przeprowadzone badanie składu chemicznego próbek potwierdziło zgodność z wymaganiami pn75/h-84024. analizując otrzymane wyniki stwierdzić należy, że: – właściwości uzyskane podczas statycznej próby rozciągania we wszystkich badanych miejscach potwierdzają zgodność rm i a5 z wymaganiami pn74/h-74252 [5], – umowna granica plastyczności re0,2 we wszystkich badanych miejscach jest nieznacznie niższa od wymagań pn-74/h-74252, – energia łamania w temperaturze otoczenia próbek charpy’ego v pobranych ze wszystkich badanych miejsc kolana jest niska, co jest charakterystyczne dla stali 13hmf po długotrwałej eksploatacji i świadczy o znacznym postępie w zmianach struktury. ponadto badania wykazały, że umowna granica plastyczności r0,2t w temperaturze 500 oc (zawierająca się w granicach 230÷242 mpa) we wszystkich badanych miejscach jest zgodna z wymaganiami pn-74/h-74252 (wartość normatywna 226 mpa). wstępne badanie progu kruchości prowadzone w temperaturze ok. 80oc na próbkach pobranych z prostki wskazują, że dla tej stali w tym stanie struktury próg kruchości znajduje się tab ica i. wyniki badań właściwości mechanicznych kolana po długotrwałej eksploatacji (13hmf) tab e i. the results of mechanical properties tests of the knee after long-term use (13hmf) oznaczenie badanej próbki właściwości mechaniczne stali 13hmf kierunek poboru próbek re0,2 mpa rm mpa a5 % kcu2, j/cm 2 hb wyniki (kv), j wg pn-74/ h-47252 poprzeczny min 355 490-690 min 18 min 60 135 -18048 j prostka poprzeczny 321 531 26,0 średnia 22 155 155 153średnia 18 „rozciągana” poprzeczny 313 524 26,4 średnia 18 157 155 157średnia 14,5 107przegląd spawalnictwa 12/2013 w pobliżu 100oc. wyniki badań energii łamania j (próbka kv) mieszczą się w zakresie 25÷31 j. przeprowadzone zostały obserwacje zgładów, wszystkie zgłady posiadały strukturę bez widocznych trwałych uszkodzeń pełzaniowych. analiza uzyskanych wyników badań strukturalnych, a także właściwości mechanicznych prowadzonych w temperaturze otoczenia potwierdza, niekorzystne skłonności stali 13hmf poddanej długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania do niskich energii łamania i niższej granicy plastyczności. na podstawie analizy wyników, można stwierdzić, że rozpatrywane kolano mogłoby pracować w instalacji rurociągowej ok. 30 000 h do następnych badań diagnostycznych. w innych przypadkach długoletnia praca materiału w warunkach eksploatacji w temperaturach rzędu 540oc skutkuje szybciej postępującą degradacją materiału rodzimego oraz występowaniem pęknięć złączy spawanych z reguły w strefie wpływu ciepła. w zależności od stopnia degradacji materiału stosowane są różne technologie napraw, szlifowanie, napawanie z obróbką cieplną lub wymiana spoiny. częstą przyczyną uszkodzeń jest poziom naprężeń rzeczywistych w stosunku do wynikających z rzeczywistych wymiarów geometrycznych, głównie grubości ścianki oraz występowania złożonego stanu naprężeń w wyniku oddziaływania momentów gnących i skręcających. rys. 2. pęknięcia na trójniku ig. 2. view of cracking on the three-way adapter ysk sja awarii r rociąg w trakcie długoletniej eksploatacji rurociągów pomimo prowadzonych procesów diagnostycznych mających na celu zapewnienie bezawaryjnej pracy instalacji rurociągowych spotyka się, co jakiś czas sytuacje awaryjne wynikające z przyczyn konstrukcyjnych, eksploatacyjnych i materiałowych. poniżej przedstawiony przykład ilustruje zaobserwowaną awarię rurociągu wysokoprężnego – pęknięcie kolana w trakcie eksploatacji (ponad 150 000 h) obiektu energetycznego. przedstawiony przypadek awarii kolana (pęknięcie wzdłużne w wyniku procesów pełzaniowych) jest pierwszym w skali polskich obiektów energetycznych. pęknięcie wzdłużne jednego z głównych rurociągowych elementów kształtowych pary świeżej stanowi bardzo poważną awarię mogącą pociągnąć za sobą katastrofalne skutki. rozkład naprężeń obliczony na podstawie pomiarów dylatacji cieplnej przy założeniu nieprawidłowej pracy zamocowań z13a i z12a ujawnia wzrost naprężeń na trójniku widlastym (duże przekroczenie naprężeń dopuszczalnych) oraz wzrost naprężeń na kolanie w rejonie zamocowania z12a i trójnika przy zamocowaniu z13a rys. 3. rozkład naprężeń przy nieprawidłowej pracy zamocowań (z12a i z13a) ig. 3. disintegration of stresses at the invalid work of supports (z12a and z13a) rys. 4. uszkodzenie eksploatacyjne rurociągu: a) pęknięcie zlokalizowane na rurociągu, b) fragment materiału pobranego do badań ig. 4. exploitation damage of the pipeline: a) crack located on the pipeline, b) fragment of material picked up for examinations a) b) 108 przegląd spawalnictwa 12/2013 obliczenia prowadzone przy założeniu obciążeń projektowych oraz poprawności działania zamocowań, nie wykazały przekroczeń naprężeń zredukowanych w kolanie, które uległo zniszczeniu. wytężenie w tym kolanie (stosunek naprężeń od temperatury do naprężeń dopuszczalnych) nie przekraczało wskaźnika 0,5. wynik obliczeń w świetle faktu pęknięcia kolana, przy braku wad produkcyjnych, jak i niedopuszczalnych zmian pełzaniowych, wyraźnie wskazuje na dodatkowe inne przyczyny. stwierdzone szybkie zmiany pełzaniowe w badanym kolanie musiały być spowodowane nieprzewidywalnym lokalnym wzrostem obciążeń. w rejonie pękniętego kolana stwierdzono niesprawność w pracy układu zamocowań powodującą wzrost naprężeń w materiale rurociągu podczas eksploatacji w zmiennych warunkach cieplnych przez ograniczenie możliwości dylatacyjnych rurociągu. badania składu chemicznego próbek potwierdziło zgodnośćze składem materiału 13hmf wyniki uzyskane podczas statycznej próby rozciągania w części giętej kolana, po długim czasie eksploatacji, są praktycznie zgodne z wymaganiami pn-74/h-74252. wymienione wyżej właściwości w prostych częściach kolana są znacznie niższe od wymagań pn-74/h-74252. energia łamania w temperaturze otoczenia próbek charpy’ego v pobranych z odcinków kolana jest bardzo niska, co świadczy o poważnych, niekorzystnych zmianach struktury (umowny próg kruchości – 27 j). badania ultradźwiękowe w całej objętości dostarczonych odcinków kolan z wyłączeniem widocznych pęknięć nie wykryły wzdłużnych ani poprzecznych nieciągłości. podobnie badania magnetyczno-proszkowe na powierzchni zewnętrznej, a także powierzchni wewnętrznej nie ujawniły nieciągłości powierzchniowych i podpowierzchniowych. wyjątkiem są okolice pęknięcia głównego, w których wykryto wiele makropęknięć o niewielkiej głębokości. obserwacje przeprowadzone na zgładach ujawniły strukturę ferrytu z obszarami bainitu. obszary bainityczne po tab ica ii. wyniki badań współczynników wytrzymałościowych kolana tab e ii. results of mechanical factors knees wartości wyjściowe stali 13hmf zawiera tablica i. oznaczenie badanej próbki właściwości mechaniczne stali 13hmf po eksploatacji kierunek poboru próbek re0,2 mpa rm mpa a5 % wyniki (kv) j hb prostka od strony pęknięcia poprzeczny 370 470 16 8, 8, 11 średnia 9 162 „rozciągana” poprzeczny 319 515 23 34, 30, 24 średnia 29 163 części skoagulowane. wewnątrz ziaren ferrytu liczne, w większości drobne, równomiernie rozmieszczone wydzielenia. na granicach ziaren liczne znacznej wielkości wydzielenia, tworzące łańcuszki. blisko pęknięcia widoczne liczne nieciągłości mające postaci mikroszczelin. nioski wynikające z zaistniałej awarii stwierdzone szybkie zmiany pełzaniowe w badanym kolanie musiały być spowodowane nieprzewidywalnym lokalnym wzrostem obciążeń. wzrost naprężeń, a w szczególności momentów skręcających, obciążając uszkodzony element wraz z wyraźnym obniżeniem wskaźników wytrzymałościowych przyczynił się do pęknięcia materiału rurociągu. opisany przypadek wskazuje również na niebagatelną rolę układu zamocowań dla bezpieczeństwa eksploatacji energetycznych instalacji rurociągowych. należy zaznaczyć, że wady materiałów w postaci nieciągłości bądź nieodpowiednich właściwości powstają zarówno w czasie eksploatacji, jak i podczas procesów produkcyjnych. wady powstające w trakcie eksploatacji to przede wszystkim pęknięcia, uszkodzenia korozyjne i degradacja struktury wskutek procesów zmęczeniowych lub pełzania, szczególnie w przypadku materiałów pracujących w podwyższonej temperaturze. problem rozwoju uszkodzeń wywołanych procesami pełzaniowymi i zmęczeniowymi mającymi bezpośredni wpływ na żywotność materiału, badany jest obecnie niezależnymi metodami [4, 6÷8] nieniszczącymi i niszczącymi. zastosowanie w procesie diagnostycznym odpowiednich metod badawczych stwarza możliwość formułowania trafnych prognoz czasu bezpiecznej eksploatacji ocenianego obiektu lub elementu. 109przegląd spawalnictwa 12/2013 pods mowanie rozwój nowoczesnych metod badawczych i narzędzi modelowania numerycznego pozwala monitorować postęp degradacji, a w konsekwencji umożliwia przewidywanie okresu żywotności elementu oraz instalacji ciśnieniowych. wśród metod tych szczególnie użyteczne wydają się metody badań nieniszczących prowadzonych bezpośrednio na obiekcie. dodatkowo stosuje się procedury oceny z wykorzystaniem maszyn wytrzymałościowych z próbkami wyciętymi z badanych elementów (badania niszczące). obliczenia mes pozwalają zbudować ogólny model zużycia rozpatrywanych obiektów pracujących powyżej temperatury granicznej z uwzględnieniem czasowego zużycia od pełzania oraz zużycia termozmęczeniowego. obecnie do oceny wytrzymałości i niezawodności elementów konstrukcyjnych zawierających pęknięcia wdraża się również narzędzia mechaniki pękania z procedury sintap i fitnet [9] oraz metody akumulacji zniszczenia zmęczeniowego. prowadzenie badań ma na celu kompleksową ocenę materiału z zastosowaniem nowoczesnych technik badawczych, prowadzącą do wczesnego wykrycia ewentualnych zmian mikrostruktury i właściwości wytrzymałościowych materiału badanych elementów kryterialnych, a w konsekwencji do oceny stopnia zużycia oraz prognozowania żywotności instalacji energetycznych. pogorszenie właściwości wytrzymałościowych materiału nie powoduje jednoznacznej konieczności dokonania wymiany eksploatowanych elementów na nowe. w większości przypadków elementy te mogą pracować znacznie poza obliczeniowy czas pracy, co związane jest z istnieniem trwałości resztkowej. na bezpieczeństwo i niezawodność eksploatacji obiektów energetycznych najistotniejszy wpływ ma stan wytężenia węzłów kryterialnych, co nierozerwalnie łączy się z prawidłowo prowadzoną polityką diagnostyczną. generalnie o stanie rurociągów decyduje stan poszczególnych elementów poddanych największym obciążeniom eksploatacyjnym, tzw. elementów kryterialnych. dla układu rurociągów wysokoprężnych są to elementy kształtowe, takie jak kolana, trójniki i czwórniki. dużym obciążeniom podlegają również obszary zmian średnic i grubości ścianek, co ma miejsce na styku rurociąg – trójnik. są to obszary koncentracji naprężeń mogących powodować pękanie złączy spawanych. w przypadku dalszej długookresowej eksploatacji rurociągów z zachowaniem dotychczasowych parametrów pracy należy uwzględnić wymianę najbardziej wyeksploatowanych elementów kształtowych. literat ra [1] mężyk d.: wpływ przebiegu eksploatacji urządzeń ciśnieniowych w energetyce zawodowej na ich bezpieczeństwo i niezawodność pracy, zagadnienia projektowo-diagnostyczne. seminarium rozwoju niszczenia materiałów i laserowego modelowania materiałów, zakopane 2003. [2] mężyk d.: eksploatacja i diagnostyka rurociągów energetycznych, ix forum energetyków 2004 [3] sprawozdanie z badań ien 6/12. [4] kowalewski z. l.: degradacja materiałów konstrukcyjnych stymulowana procesem pełzania, mat. konf. seminarium szkoleniowego „rozwój zniszczenia materiałów i laserowe modyfikowanie materiałów” 2003. [5] polskie normy: pn-75/h-84024, pn-74/h-74252. [6] szelążek j.: postępy w ultradźwiekowych badaniach naprężeń, prace ippt mr 4/2001 [7] płociński t., manaj w., spychalski m., kurzydłowski k. j.: nieniszczące badania metalograficzne – porównanie technik, seminarium – nieniszczące badania m. 2003. [8] kowalewski z. l., mackiewicz s., szelążek j., deputat j.: ocena uszkodzenia stali w wyniku pełzania na podstawie badań materiałów, mat. konf. xxi sympozjum mechaniki eksperymentalnej ciała stałego. 2004. [9] neimitz a.: ocena wytrzymałości elementów konstrukcyjnych zawierających pęknięcia, wydawnictwo politechniki świętokrzyskiej, kielce 2004. nr 8 2015 www.pdf 21przegląd spawalnictwa vol. 87  8/2015 badania połączeń spawanych laserem z zastosowaniem mikroskopii akustycznej investigation of laser welded joints using acoustic microscopy dr inż. paweł kustroń, dr inż. marcin korzeniowski – politechnika wrocławska. autor korespondencyjny/corresponding author: pawel.kustron@edu.pl streszczenie w artykule przedstawiono wyniki badań mające na celu określenie możliwości zastosowania mikroskopii akustycznej do oceny jakości oraz identyfikacji niezgodności wewnętrznych połączeń spawanych techniką laserową. w ramach badań opracowano prototypowe stanowisko do skaningowej mikroskopii akustycznej, posiadające szerokie możliwości adaptacji do geometrii badanego obiektu oraz wyposażone w odpowiednie oprogramowanie zawierające algorytmy analizy i obróbki obrazów typu b-scan or c-scan. wykorzystując wspomniane stanowisko przeprowadzono badania spoin czołowych, na podstawie których wyznaczono głębokość wtopienia spoiny. wyniki badań zostały zweryfikowane poprzez badania metalograficzne. słowa kluczowe: spawanie laserowe, badania nieniszczące, mikroskopia akustyczna abstract the article presents chosen results obtained during the investigation of laser welded joints using acoustic microscopy method. for the purpose of the research a prototype setup was built. this system can be easily adjusted to the geometry of the object and is well equipped with appropriate software containing algorithms for the analysis and processing of images such as b-scan or c-scan. using the research setup the geometry of the weld can be determined, especially in this particular case the depth of the weld penetration. the results were verified by metallographic examination. keywords: laser welding, non-destructive testing, acoustic microscopy wstęp mikroskopy akustyczne są to urządzenia, których zasada działania opiera się na skanującym ruchu głowicy ultradźwiękowej nad badanym obiektem, który z reguły jest zanurzony w cieczy sprzęgającej. z tego powodu często nazywane są skanerami ultradźwiękowymi. są to urządzenia specjalistyczne, często dedykowane dla określonych rodzajów badanych obiektów [1]. spoiny wykonywane z zastosowaniem techniki laserowej są obecnie często spotykane w przemyśle motoryzacyjnym. łączone elementy mają tam grubości nieprzekraczające kilku milimetrów. ponadto geometria uzyskanej spoiny oraz sposób przygotowania elementów do spawania różni się w stosunku do innych, konwencjonalnych metod spawania. czynniki te powodują, że konieczny jest tu dobór odpowiednich przetworników ultradźwiękowych oraz układów pozycjonujących głowice, które zapewnią wysoką rozdzielczość uzyskanych wyników typu b-scan i c-scan. jest to ważne z punktu widzenia późniejszej analizy i pomiarów dokonywanych na tych obrazach [2÷4]. skanery ultradźwiękowe obecnie niewielu jest producentów tego rodzaju zautomatyzowanych stanowisk badawczych. mimo tego kinematyka takich urządzeń jest zwykle podobna, oparta na kinematyce robota kartezjańskiego tzn. zapewnia się pozycjonowanie głowicy przez przesuw liniowy w trzech podstawowych osiach x, y oraz z. taka konstrukcja zapewnia odpowiednią sztywność urządzenia co jest istotne z powodu drgań konstrukcji oraz faktu, że badania prowadzi się z dokładnością sięgającą czasami 10-5 m. stanowisko pomiarowe schemat stanowiska pomiarowego przedstawiono na rysunku 1. w skład stanowiska pomiarowego (rys. 2a) wchodzą: – karta oscyloskopowa do zastosowań w badaniach ultradźwiękowych o częstotliwości próbkowania 100 ms/s [5], – generator o maksymalnym napięciu wyjściowym 350 v, – zanurzeniowa głowica ultradźwiękowa o wiązce zognipaweł kustroń, marcin korzeniowski 22 przegląd spawalnictwa vol. 87 8/2015 skowanej i częstotliwości 20 mhz (rys. 2b), – 3-osiowy układ pozycjonujący sterowany silnikami krokowymi (rys. 2a). głowica użyta do budowy układu pomiarowego (rys. 2b) jest głowicą zanurzeniową skupiającą fal podłużnych iahg202 do badań z wysoką rozdzielczością. dane odebrane przez głowicę są przekazywane do komputera, a następnie analizowane. w miejscach, gdzie zostały ustalone bramki pomiarowe (czerwona i zielona linia na rys. 3a i 3b), program szuka maksimów. bramka 1 (zielona) jest ustawiana w miejscu występowania sygnału odbitego od powierzchni badanego obiektu. pozycja bramki 2 (czerwona) jest zależna od położenia maksimum znalezionego w bramce 1 (zielonej). taki sposób przeprowadzania pomiaru jest często nazywany jako tzw. „surface.follower”. rys. 1. schemat ideowy mikroskopu akustycznego fig. 1. schematic diagram of the acoustic microscope rys. 2. stanowisko pomiarowe a) skaner, b) głowica pomiarowa fig. 2. the measurement system a) scanner, b) ultrasonic head a) a) rys. 3. sygnały a-scan uzyskane a) poza obszarem złącza b) w obszarze złącza fig. 3. a-scan signals received a) outside the joint b) in the joined region a) b) na rysunku 3a przedstawiono przebieg sygnału (a-scan) pobrany w miejscu gdzie nie występuje połączenie. świadczy o tym pojawienie się impulsu w bramce nr 2 (czerwonej). można to tłumaczyć występowaniem nieciągłości materiału na drodze fali ultradźwiękowej. na rysunku 3b przedstawiono przebieg sygnału (a-scan) pobrany w miejscu gdzie występuje połączenie. w tym przypadku w bramce nr 2 (czerwonej) nie występuje odbicie sygnału ultradźwiękowego co potwierdza, iż materiał jest jednorodny lub występuje tu poprawne połączenie spawane. wyniki pomiarów badaniom poddano uproszczony element konstrukcji fotela samochodowego spawany laserem. element złożony jest z dwóch części tj. płaskiej płyty oraz tarczy imitującej wieniec zębaty. w rozważanym przypadku badaniu poddano obszar o wymiarach 37x12 mm (rys. 4a) z krokiem skanowania 50 µm. w miejscu styku obu elementów (rys. 4b) występuje spoina czołowa. rysunek 5 przedstawia obraz typu c uzyskany podczas skanowania elementu z rysunku 4. rys. 4. badany element a) z oznaczonym obszarem skanowania (37x12 mm), b) z oznaczonym obszarem o obniżonej głębokości wtopienia fig. 4. tested element a) with marked scanning area (37x12 mm), b) with marked area of reduced depth of penetration region rys. 5. c-scan wstępnej obróbce z wyselekcjonowanym obszarami złącza fig. 5. c-scan image after image processing with marked important areas of the joint na podstawie przeprowadzonych badań i uzyskanych wyników można w przedstawionym przykładzie wyróżnić strefę spoiny (kolor biały), obszar bez przetopu (kolor czarny), obszar poza próbką (ciemnoszary) oraz obszar rozproszenia fali ultradźwiękowej na krawędzi próbki (jasnoszary). ponadto na rysunku 5 oznaczono miejsca przeznaczone do oceny w badaniach metalograficznych. dokonując pomiaru na podstawie obrazu c-scan można stwierdzić, iż głębokość wtopienia w tym miejscu podcięcia próbki wynosi 0,45 mm natomiast w pozostałym obszarze pomiar wykazał 1,9 mm. porównując wyniki pomiarów na podstawie obrazów typu b-scan z wynikami badań metalograficznych można stwierdzić, iż uzyskano wysoki stopień zgodności odpowiednich wyników. wynik badania metalograficznego w miejscu podcięcia to 0,5 mm natomiast poza tym obszarem 1,8 mm. skanowny obszar obszar o obniżonej głębokości wtopienia 23przegląd spawalnictwa vol. 87  8/2015 podsumowanie zaprezentowane wyniki pomiarów potwierdzają przydatność przedstawionego systemu do oceny jakości połączeń spawanych laserem. w artykule wykazano, iż możliwa jest ocena głębokości wtopienia, poprzez skanowanie elementu w płaszczyźnie prostopadłej do powierzchni lica spoiny. głównymi ograniczeniami metody są dostęp do badanego miejsca oraz rozpraszanie fali w miejscach załamań na powierzchni badanej próbki. z tego względu prowadzenie badań zalecane jest dla jedynie od strony płaskiej powierzchni. zastosowana głowica ultradźwiękowa powinna charakteryzować się jak najmniejszą średnicą ogniska oraz wysokim tłumieniem (krótkim impulsem). obecnie zastosowano głowicę skupiającą o częstotliwości 20 mhz jednak głowica o wyższej czesiowości (np. 50 mhz) wpłynęłaby pozytywnie na podniesienie rozdzielczości systemu. skanowanie powinno odbywać się z rozdzielczością z przedziału od 0,05 mm do 0,1 mm w celu zapewnienia jednoznaczności wskazań obrazów typu b i c-scan. oprogramowanie powinno być wyposażone w odpowiednie algorytmy wykrywające krawędzie badanego obiektu. jest to konieczne do pomiarów głębokości wtopienia spoin. literatura [1] lewińska-romicka a.: badania nieniszczące podstawy defektoskopii, wydawnictwa naukowotechniczne, warszawa 2001. [2] śliwiński a.: ultradźwięki i ich zastosowania, wydawnictwa naukowo-techniczne, warszawa 2001. [3] jagodziński z.: przetworniki ultradźwiękowe, wydawnictwa komunikacji i łączności, warszawa 1997. [4] baranowska j., garbik m.: badania ultradźwiękowe, wydawnictwo uczelniane politechniki szczecińskiej, szczecin 1999. [5] strona int.: http://www.optel.pl, dostęp: 01.02.2015r. 201503_pspaw.pdf 30 przegląd spawalnictwa vol. 87 3/2015 metoda tamponowa w regeneracji części maszyn the application of brush plating method in regeneration of machine parts dr inż. jarosław grześ – politechnika warszawska, dr inż. maciej rychlewski – maciej rychlewski biuro inżynierskie autor korespondencyjny/corresponding author: jgrzes@wip.pw.edu.pl streszczenie w artykule omówiono metodę tamponową i jej możliwości w zakresie regeneracji zużytych elementów maszyn. przedstawiono zalecenia technologiczne przy nakładaniu powłok. na wybranych przykładach zaprezentowano praktyczne zastosowania metody tamponowej. w regeneracji metoda tamponowa może stanowić w wybranych przypadkach alternatywę dla metod spawalniczych. słowa kluczowe: metoda tamponowa, regeneracja, naprawa, modyfikacja, powłoki abstract the paper presents the brush plating method and its applicability in regeneration of machine parts. this method can be applied for the repair, regeneration and surface modification of machine parts, specifically to build-up the geometry and dimensions of the wornout surfaces. in the first part of the paper the brush plating technology has been presented. the second part of the paper describes selected application of the brush plating method. keywords: brush plating, regeneration, repair, modification, coatings wstęp metoda tamponowa (ang. brush. plating,. selective. plating,. spot. plating,. swab. plating) niejednokrotnie była opisywana na łamach przeglądu spawalnictwa [1,2,3]. stanowi ona odmianę nakładania galwanicznego powłok. w metodzie tamponowej roztwór elektrolitu doprowadzany jest do pokrywanej powierzchni za pomocą tamponu (szczotki), będącego w kontakcie z elektrodą. powierzchnia pokrywana charakteryzuje się odmienną biegunowością w stosunku do powłoki pokrywającej. źródłem prądu jest prostownik o określonej charakterystyce prądowo-napięciowej. dzięki swojej prostocie, łatwości opanowania techniki nakładania oraz stosunkowo prostemu wyposażeniu podstawowemu stanowiska, metoda umożliwia efektywne i szybkie nakładanie powłok. istniejąca znaczna ilość elektrolitów pozwala na nakładanie różnych powłok metalowych (w tym stopowych) i kompozytowych, charakteryzujących się szeregiem właściwości, takich jak: odporność na zużycie, wysoka twardość, odporność na korozję, określona zwilżalność oraz lutowność. mobilność stosowanych urządzeń dodatkowo podnosi atrakcyjność metody i umożliwia przeprowadzenie nakładania na powierzchnie części maszyn w miejscu jej pracy. z kolei stosunkowo łatwe zabezpieczanie (maskowanie) powierzchni elementów przed kontaktem z roztworem elektrolitu, a tym samym osadzaniem powłoki w miejscach niepożądanych, pozwala niejednokrotnie prowadzić proces bez konieczności demontażu elementów maszyny czy urządzenia, co dodatkowo zmniejsza koszty oraz minimalizuje czasy przestoju. zakres stosowania metody tamponowej jest szeroki i obejmuje m.in. modyfikację właściwości powierzchni przez nakładanie powłok dekoracyjnych i powłok technicznych. może być również stosowana w regeneracji powierzchni elementów maszyn i urządzeń (naprawa łożysk ślizgowych, panewek, wałów cylindrów, tłoków, prowadnic, kół zębatych, matryc) uszkodzonych w wyniku pracy lub losowych zdarzeń. dużą zaletą metody tamponowej jest brak odkształceń elementów pokrywanych. w literaturze światowej dostępne są informacje o zastosowaniu metody tamponowej jako elementu składowego procesu hybrydowego modyfikacji powierzchni [4]. ogólne zalecenia technologiczne proces nakładania metodą tamponową powłok na materiał podłoża w celu modyfikacji lub regeneracji obejmuje przeważnie kilka etapów. pierwszym jarosław grześ, maciej rychlewski 31przegląd spawalnictwa vol. 87  3/2015 z nich jest obróbka wstępna, której celem jest przygotowanie powierzchni wyrobu do nakładania powłoki. można stosować obróbkę mechaniczną, chemiczną lub elektrochemiczną. obróbka mechaniczna powierzchni powinna zapewnić usunięcie tlenków i innych zanieczyszczeń w warstwie przypowierzchniowej, zaokrąglenie ostrych krawędzi, nadanie powierzchni określonej faktury (np. ozdobnej, co jest często istotne w przypadku powłok o charakterze dekoracyjnym) i chropowatości. po przeprowadzonej obróbce mechanicznej należy zadbać o oczyszczenie powierzchni z zanieczyszczeń mechanicznych, tłuszczów, produktów korozji itp. powyższe zanieczyszczenia można usunąć mechanicznie, chemicznie, elektrochemicznie lub na drodze fizykochemicznej. proces odtłuszczania wstępnego można przeprowadzić za pomocą np. wapna wiedeńskiego lub rozpuszczalników organicznych. proces odtłuszczania właściwego powierzchni w przypadku metody tamponowej przeprowadza się najczęściej elektrochemicznie, stosując odpowiednie roztwory elektrolitów. działanie roztworów elektrolitów jest dodatkowo intensyfikowane poprzez wydzielanie się wodoru (odtłuszczenie katodowe) lub tlenu (odłuszczanie anodowe). ze względu na większą ilość wydzielającego się gazu odłuszczanie katodowe jest znacznie efektywniejsze. niestety, przy jego stosowaniu istnieje możliwość nawodorowania powierzchni i wystąpienie kruchości wodorowej. następnie przeprowadza się aktywację powierzchni w celu usunięcia stanu pasywnego powierzchni pokrywanej. efekt końcowy aktywacji zależy m.in. od rodzaju materiału podłoża, przeprowadzonej obróbki cieplnej, użytego elektrolitu oraz czasu trwania procesu aktywowania. w zależności od materiału podłoża stosuje się jeden lub kilka elektrolitów. po zakończeniu aktywacji powierzchnię należy dokładnie opłukać, a następnie niezwłocznie przystąpić do nakładania właściwej powłoki. elektrolity stosowane w metodzie tamponowej do odtłuszczania i aktywacji należą do grupy i. elektrolitów do przygotowania powierzchni. przykładem elektrolitów należących do tej grupy są m.in. elektrolity electroclean #0, #1, activator #1, #2, #3 [5]. nakładana powłoka może być jednolub wielowarstwowa. w większości przypadków regeneracji powierzchni wyrobów stosuje się powłoki wielowarstwowe. najczęściej stosuje się kolejno trzy elektrolity należące do ii. grupy (elektrolity do nakładania powłok). za pomocą pierwszego z nich nakłada się cienką warstwę podkładową (podwarstwę), której zadaniem jest zwiększenie przyczepności następnych warstw do materiału podłoża. następnie odbudowuje się uszkodzoną powierzchnię, nakładając warstwy wypełniające. stosowanym często w tym celu jest elektrolit umożliwiający nakładanie miedzi. po odbudowaniu powierzchni nakładana jest warstwa mająca zapewnić wymagane właściwości użytkowe, takie jak np. twardość czy odporność na korozję. na koniec, jeżeli zachodzi taka konieczność, przeprowadza się obróbkę wykańczającą nałożonej powłoki np. przez polerowanie elektrochemiczne tamponowe. nie jest możliwe opracowanie jednej, uniwersalnej technologii regeneracji powierzchni części maszyn za pomocą metody tamponowej. wynika to z różnorodności przypadków spotykanych w praktyce. w celu prawidłowego opracowania technologii nakładania (sposób obróbki wstępnej, dobór elektrod i elektrolitów, kolejność nakładania warstw i ich grubość, parametry nakładania, obróbka wykańczająca) wymagana jest znajomość wielu czynników ściśle ze sobą powiązanych. przed przystąpieniem do opracowania szczegółowej technologii regeneracji za pomocą metody tamponowej należy określić: – zadania, jakie ma spełniać powłoka, – środowisko pracy powłoki, – minimalny czas trwałości (pracy) powłoki, – sposób działania i odpowiedzialność regenerowanej części za właściwe funkcjonowanie maszyny, – występujące obciążenia działające na powłokę, – rodzaj materiału podłoża, – stan powierzchni materiału podłoża, – kształt regenerowanej powierzchni, – wielkość istniejących uszkodzeń i ewentualnych ubytków materiału podłoża, – powierzchnie istotnie ważne, – możliwość demontażu części. przy nakładaniu powłok należy przestrzegać następujących zaleceń: – temperatura materiału podłoża nie może przekraczać 50 °c, – uchwyt elektrodowy powinien zostać dobrany w zależności od wielkości elektrody oraz od natężenia prądu nakładania, – przy nakładaniu ręcznym (nadal najbardziej rozpowszechnionym) wielkość elektrody powinna być tak dobrana, aby powierzchnia styku wynosiła ok. 1/3 powierzchni pokrywanej, – należy stosować elektrody o kształcie zbliżonym do kształtu powierzchni pokrywanej, – elektrodę (tampon) względem powierzchni pokrywanej powinno się prowadzić ruchem płynnym, jednostajnym, z tak dobraną prędkością, aby nie występowały przypalenia powłoki, – wilgotność tamponu powinna być stała, co można zapewnić poprzez zastosowanie specjalnych uchwytów, umożliwiających ciągłe podawanie elektrolitu, – należy unikać nadmiernego nacisku tamponu na powierzchnię pokrywaną, – zakres temperatury pracy elektrolitu powinien wynosić 25÷80 °c, – grubość warstwy nie powinna być większa od grubości granicznej (tzw. grubość bezpieczna). wartość grubości bezpiecznej zależy od zastosowanego elektrolitu. przy nakładaniu powłok istnieje zależność między jakością powłoki a parametrami nakładania i stanem elektrolitu. kontrola parametrów nakładania w trakcie procesu na ogół nie stwarza problemów. natomiast problemem jest ocena stopnia zużycia elektrolitu w warunkach warsztatowych. występuje on w przypadku zastosowania zamkniętego obiegu elektrolitu lub zastosowaniu elektrolitu wcześniej używanego. 32 przegląd spawalnictwa vol. 87 3/2015 kompleksowa ocena jakości elektrolitu możliwa jest tylko w warunkach laboratoryjnych, po przeprowadzeniu szeregu badań. w warunkach warsztatowych możemy tylko w sposób przybliżony określić zużycie elektrolitu, wykorzystując w tym celu jego właściwości, takie jak ph, gęstość i klarowność. również zmiany w wyglądzie nakładanej powłoki (np. spadek połysku powłoki, występowanie plam) oraz zmniejszenie szybkości jej narastania świadczą o postępującym zużyciu elektrolitu. istotnym elementem procesu nakładania jest zapewnienie właściwych warunków pracy operatora i przestrzeganie ogólnych i szczegółowych zasad bhp, obowiązujących przy nakładaniu powłok elektrolitycznych. przykłady zastosowania metody tamponowej jeżeli pokusić się o najbardziej ogólne określenie praktycznego aspektu technologii metalizacji elektrochemicznej, to można by stwierdzić, że jest ona bardziej technologią naprawczą niż produkcyjną. przemawia za tym stosunkowo duża pracochłonność poszczególnych operacji, niezbędna ciągła kontrola kilku parametrów technologicznych, potrzeba optycznej oceny skutków operacji i ewentualna natychmiastowa korekta sposobu działania. tym niemniej spotyka się niekiedy w przemysłowej produkcji wielkoseryjnej zautomatyzowane stanowiska, gdzie technologia ta, przy starannie dobranych parametrach i sekwencji poszczególnych operacji, zdaje egzamin. tak więc udaje się osiągnąć w sposób powtarzalny powłokę o zadanych własnościach, detal ma wymiary końcowe zgodne z dokumentacją, a przyjęta procedura kontroli jakości detali nie generuje zbyt wielkich kosztów. producenci w ciągłym wyścigu konkurencyjnym zachowują w tajemnicy takie stanowiska, jednakże wiadomo jest, że można je spotkać u niektórych producentów detali do produkcji samochodów oraz w produkcji komponentów elektronicznych. jednakże udział aplikacji w produkcji w porównaniu z aplikacjami warsztatowymi, naprawczymi jest relatywnie niski. poniżej opisano kilka wybranych przykładów napraw wykorzystujących metodę tamponową, dokonanych w ostatnim okresie czasu. nieustanne awarie i uszkodzenia sprzętu budowlanego, dźwigów i wózków widłowych sprawiają, że warsztaty naprawcze hydrauliki siłowej, również warsztaty metalizacji elektrochemicznej, mają zlecenia przez okrągły rok. naprawy tłoczysk i innych elementów hydrauliki siłowej stały się właściwie standardem. opracowano technologię wypełnienia metalem powstałego ubytku (rysy lub ubicia) w tłoczysku, ręcznego przeszlifowania na zgodność z wymiarem bazowym i nałożenia końcowej warstwy metalu o wysokiej twardości i odporności na ścieranie. na rysunku 1a, b przedstawiono naprawę uszkodzonego tłoczyska siłownika maszyny budowlanej. uszkodzenie tłoczyska nastąpiło na skutek uderzenia spadających fragmentów burzonej ściany. wskazana była niezwłoczna naprawa, ponieważ dalsza praca siłownika doprowadziłaby do stopniowego zniszczenia uszczelnienia, nasilenia wycieku oleju hydraulicznego, a w końcowym efekcie do obniżenia ciśnienia roboczego w cylindrze i jego nieprawidłowej pracy. maszyna zjechała z placu budowy na kilka godzin do warsztatu, gdzie bez demontażu tłoczyska dokonano szybkiej jego naprawy. ponadto okazało się, że uszczelnienie nie zostało jeszcze uszkodzone, więc jego wymiana nie była konieczna i sprawna maszyna wyjechała niezwłocznie z powrotem do pracy. zastosowanie metody tamponowego nakładania powłok pozwoliło na zminimalizowanie kosztów przestoju oraz naprawy uszkodzonego tłoczyska. okazało się tańsze od wymiany całego tłoczyska na nowe oraz tańsze od naprawy klasycznej obejmującej zeszlifowanie całej powierzchni i pokrycie jej nową powłoką chromu technicznego. ponadto uniknięto kosztów wymiany uszczelnienia, a cała operacja zamknęła się w czasie kilku godzin. kolejny przykład naprawy, tym razem tłoczyska siłownika koparki, przedstawiono na rysunku 1c. widoczne uszkodzenia były stosunkowo płytkie – zaledwie 0,1–0,2 mm. widoczna jest pierwsza faza naprawy – oszlifowanie uszkodzeń. naprawa przebiegła bez żadnych problemów. rys. 1. przykłady napraw przeprowadzonych za pomocą metody tamponowej (opis w tekście) fig. 1. repair and regeneration of machine parts by brush plating method (see description in text) a) b) c) d) 33przegląd spawalnictwa vol. 87  3/2015 a) b) d)c) e) f) rys. 2. przykłady napraw przeprowadzonych za pomocą metody tamponowej (opis w tekście) fig. 2. repair and regeneration of machine parts by brush plating method (see description in text) 34 przegląd spawalnictwa vol. 87 3/2015 rys. 3. przykłady napraw przeprowadzonych za pomocą metody tamponowej (opis w tekście) fig. 3. repair and regeneration of machine parts by brush plating method (see description in text) a) b) c) d) innym, dość trudnym przypadkiem, była naprawa uszkodzonego bijaka młota hydrauliczno-pneumatycznego rysunek 1d. młoty takie stosowane są do wyburzeń starych budynków i konstrukcji, kruszenia nawierzchni itp. bijak o masie ok. 150 kg wykonuje ruchy posuwisto-zwrotne z częstotliwością do 6 na sekundę. część powierzchni została wytarta przez zanieczyszczenia, które przedostały się do oleju hydraulicznego. nałożona powłoka narażona jest na ciągłe obciążenie wynikające z przyśpieszeń i opóźnień pracującego bijaka. wytrzymuje te warunki pracy już 3 lata. dzięki naprawie właściciel zaoszczędził kilka tysięcy euro. w jednym z zakładów metalurgicznych pewna firma serwisowa podjęła się remontu starej, japońskiej piły. po jej demontażu okazało się, że tłoczysko (rys. 2a) w siłowniku dwustronnego działania jest silnie skorodowane. nie wchodził w grę zakup nowego tłoczyska ani jego skopiowanie ze względu na znaczne koszty i niemożność dotrzymania terminu naprawy. podjęta ostrożna próba napawania i późniejszego zeszlifowania też zawiodła ze względu na odkształcenia i nie najlepszy stan leciwego detalu. jedyną dopasowaną w tym przypadku technologią okazała się metoda tamponowa. naprawa trwała dwa dni, a jej efekt zachwycił nawet doświadczonych mechaników. osobną grupę klientów stanowią właściciele pras i ekstruderów. dają się tu zauważyć dwa podejścia do zagadnienia remontów. jedni pracują bez żadnego remontu takiego urządzenia aż do całkowitego zniszczenia tłoczyska czy nurnika, co najwyżej w odstępie roku lub dwóch wymieniają uszczelnienia, narzekając przy tym na coraz gorszą jakość jego materiału. druga grupa wykazuje wyższy poziom techniczny i lepiej kalkuluje koszty, tak jak zrobił to właściciel prasy hydraulicznej przedstawionej na kolejnym zdjęciu (rys. 2d). naprawa tłoczyska tej prasy kosztowała dokładnie tyle samo, ile jednorazowa wymiana uszczelnienia. jego następna wymiana będzie prawdopodobnie niezbędna za kilka lat. natomiast podejmowane wcześniej próby napraw za pomocą żywic i klejów musiały być powtarzane co kilka miesięcy. materiał wypełnienia kruszył się, wypadał i co gorsza dostawał się pod uszczelnienie, niszczył je i rysował tłoczysko. jeszcze wyższe wymagania stawiane są w przypadku pras w przemyśle drzewnym (rys. 2c). przy produkcji płyt meblowych oprócz wysokiego ciśnienia oleju (360 do 400 atmosfer w zależności od fazy cyklu) cały stół pod prasą podgrzany jest do ok. 140 °c. również w tym przypadku naprawione elementy nie wymagają już od kilku lat wymiany uszczelnień. na rysunkach 2b, e pokazano uszkodzenia i regenerację elementów wirówki mazutu niezbędnej 35przegląd spawalnictwa vol. 87  3/2015 na statkach. wytarciu ulegają m.in. wewnętrzne powierzchnie pierścieni (rys. 2b – widok przed naprawą) oraz zewnętrzne powierzchnie bębnów (rys. 2e – powierzchnia w trakcie naprawy). naprawa przez napawanie i późniejsze szlifowanie do pierwotnego wymiaru jest tu niemożliwa, ponieważ w następstwie lokalnego przegrzania pierścień traci kształt. metoda tamponowa jest tu bezkonkurencyjna. nałożone powłoki narażone są na znaczne siły odśrodkowe, ponieważ bębny wirują z prędkością ok. 10.000 obr./min. innym przykładem zastosowania metody tamponowej jest regeneracja powierzchni suwaków w rozdzielaczach hydraulicznych. są ukryte wewnątrz korpusu rozdzielacza, więc nie podlegają bezpośrednim uszkodzeniom mechanicznym. natomiast wycierają się z powodu przedostających się z zewnątrz zanieczyszczeń. na rysunku 2f przedstawione są suwaki, które po naprawie odzyskały poprzedni kształt i wymiar. sprawa zachowania wymiaru po naprawie jest tu szczególnie istotna, jako że pracują one na cieniutkiej warstewce oleju w bezpośrednim kontakcie z metalem korpusu (bez uszczelnień elastycznych). powłoki nakładane metodą tamponową nie tylko pozwalają na wypełnienie ubytków czy poprawienie właściwości mechanicznych powierzchni detalu, ale również służą jako zabezpieczenie antykorozyjne. przykładem jest naprawa tłoczyska siłownika głównego i pomocniczego w żurawiku na drezynie kolejowej (rys. 3a). prace wykonano bez demontażu, na miejscu u klienta. sen z oczu właścicielom drukarni spędzają uszkodzone cylindry maszyn drukarskich. cylindry stanowią bowiem o jakości druku, a tymczasem właśnie pomiędzy nie wpada najczęściej jakaś nakrętka, kulka z łożyska czy klucz imbusowy, powodując odcisk na powierzchni roboczej. służba utrzymania ruchu drukarni stara się dokonać awaryjnej naprawy takiego uszkodzenia, najczęściej przy pomocy różnych żywic lub klejów. skutek jest niestety krótkotrwały i w najmniej właściwym momencie, podczas druku odpowiedzialnego zlecenia klej ulega wykruszeniu i maszynę należy zatrzymać. w przeciwieństwie do takich sposobów naprawy wypełnienie metalem i precyzyjne przeszlifowanie rozwiązuje problem. na zdjęciach widoczny jest fragment cylindra maszyny heidelberg przed (rys. 3b) i po naprawie (rys. 3c) przeprowadzonej przy wykorzystaniu metody tamponowej. najwyższy podziw i uznanie wśród serwisantów maszyn drukarskich budzą naprawy wielkopowierzchniowe, jak ta, przedstawiona na rysunku 3d. uszkodzenie spowodował zwinięty arkusz papieru, który przeleciał przez wszystkie sekcje maszyny. w następstwie tego uległy wgnieceniu duże (ok. 0,08 – 0,1 m2), nieregularne obszary cylindrów dociskowych. klasyczna naprawa polega na demontażu cylindrów, przesłaniu do specjalizowanego zakładu remontowego lub do producenta maszyny celem precyzyjnego zeszlifowania całej powierzchni, chromowaniu całej powierzchni, ew. ponownemu szlifowaniu, polerowaniu i ponownym montażu, co zabiera zwykle kilka tygodni. koszt wielokrotnie wyższy w porównaniu z metodą tamponową. literatura [1] j. grześ, “badania powłok metalowych nakładanych metodą tamponową”, przegląd spawalnictwa nr 7-9, 27-29, 1991. [2] j. grześ, „warstwy pośrednie nakładane metodą tamponową”, przegląd spawalnictwa nr 6, 48-52, 2011. [3] j. grześ, “odporność korozyjna wybranych powłok nakładanych metodą tamponową”, przegląd spawalnictwa nr 2, 1418, 2014. [4] s.j. dong, y. zhou, y.w. shi, l. fan, “a new hybrid process for surface modification by combining brush plating with nitrocarburizing”, metallurgical and materials transactions a, vol. 33, 2240-2244, 2002. [5] “brush plating solutions instruction manual”, china national machinery import & export corporation, beijing branch. podsumowanie na podstawie przedstawionych przykładów wykonanych napraw można stwierdzić, iż metoda tamponowa posiada duże znaczenie praktyczne i może być stosowana w modyfikacji i regeneracji powierzchni części maszyn. jej zastosowanie w wielu przypadkach może przynieść wymierne korzyści materialne. może jednocześnie znacząco skrócić okresy przestoju maszyny związane z koniecznością demontażu uszkodzonych części i ich naprawy. szeroka gama dostępnych elektrolitów, a tym samym możliwość uzyskiwania powłok o określonych właściwościach, możliwość nakładania powłok na różnorodne materiały, łatwość maskowania powierzchni nieistotnych i mobilność dodatkowo podnoszą atrakcyjność metody. technologia nakładania powłok wykorzystująca metodę tamponową posiada olbrzymi potencjał. jej pola zastosowań zależą w gruncie rzeczy od poznania jej specyfiki oraz od wyobraźni inżynierów. należy ubolewać, że w dalszym ciągu jest tak mało znana w naszym kraju. 201509_pspaw.pdf 65przegląd spawalnictwa vol. 87  9/2015 powłoki dla ochrony przed zużyciem elementów maszyn i urządzeń coatings for protection against wear of machinery dr inż. sławomir morel – politechnika częstochowska. autor korespondencyjny/corresponding author: morel@wip.pcz.pl streszczenie dokonano analizy przyczyn zużycia maszyn i urządzeń oraz przedstawiono możliwości ograniczania zużywania się elementów poprzez wytwarzanie na ich powierzchniach plazmowo natryskiwanych powłok z mieszanin najtwardszych materiałów z miękką fazą wiążącą, tworzącą metalurgiczne połączenie z podłożem. przeprowadzono pomiary mikrotwardości oraz odporności na zużycie ścierne i erozyjne wytypowanych powłok ceramicznych i cermetalowych uzyskane wyniki porównano z wynikami ścierania stalowych próbek uzyskując dla powłok znaczący wzrost odporności. wytypowanymi powłokami natryskano elementy maszyn i urządzeń, poddano je eksploatacji przemysłowej. uzyskane wyniki uzasadniają celowość wytwarzania powłok na elementach maszyn i urządzeń. słowa kluczowe: powłoki ochronnne, zużycie, natryskiwanie plazmowe abstract the mechanism is described of corrosive processes occurring on the heated walls of boilers, both at low temperatures, i.e. in the furnace zone, and at medium temperatures, i.e. on the steam superheater surfaces. further part of the work analyzes the processes of pitting corrosion occurring in the presence of the oxides of nitrogen, sulfur, and chlorine, which dissolve in water vapour condensing on the metal walls of heat equipment under the furnace lining. moreover, the causes of the erosive wear of heat equipment walls are described. the examination were carried out of the properties of plasma sprayed ceramic and cermet coatings that are marked by the ability of forming a tight barrier impermeable to corrosive agents. the measurements were made, including porosity, erosive wear resistance, and the ability of reducing steel substrate corrosion. based on the results obtained, the evaluation was performed of the usefulness of coatings for reducing the wear processes of heat equipment metal walls. results from the industrial operation of elements with protective coatings are reported. keywords: protection coatings, wear, plasma spraying przyczyny i rodzaje zużycia elemnetów maszyn i urządzeń zużycie elementów maszyn i urządzeń jest procesem niszczenia ich powierzchni. proces ten wywołany jest m.in.: tarciem, korozją (chemiczną i elektrochemiczną), zmęczeniem oraz oddziaływaniem temperatury w szczególności jej zmianami i różnicami na przekrojach elementów[1÷3]. w związku z powyższym wyróżnia się następujące rodzaje zużycia: ścieranie, korozję, adhezję oraz zmęczenie cieplne [3÷5]. rodzaje zużycia zużycie ścierne obejmuje warstwę powierzchniową współpracujących elementów i jest wynikiem skrawającego, ściskającego i rysującego oddziaływania nierówności powierzchni bądź ziaren obcych materiałów znajdujących się między płaszczyznami objętych tarciem. sławomir morel oddziaływanie to wywołuje ubytek masy elementów oraz uszkodzenia ich powierzchni objawiające się powstaniem zagłębień. zakres zużycia ściernego można ograniczyć poprzez utwardzenie powierzchni osiągane przez: nawęglanie, azotowanie, hartowanie bądź przez wytwarzanie twardych powłok. podstawowym parametrem charakteryzującym tarcie jest współczynnik tarcia określany stosunkiem siły tarcia do wartości obciążenia normalnego (towarzyszącemu tarciu). przykładowo, kształtowanie się wartości tego parametru przedstawiono na rysunku 1. z racji dużej porowatości otwartej powłok (chropowatości powierzchni) posiadają one zdolność do długotrwałego przechowywania smarów co zapobiega zatarciu współpracujących elementów. jednocześnie twarde ziarna (węglików, borków, azotków, niektórych tlenków) tworzące powłoki przenoszą obciążenia trących się elementów, a nieliczne 66 przegląd spawalnictwa vol. 87 9/2015 wykruszające się w czasie pracy z osnowy powłoki ziarna po ich ewentualnym przemieszczeniu się po powierzchni powłoki z reguły pracują nadal (dzięki jej porowatości). rys. 1. zmiana współczynnika tarcia k stalowego wału po zaprzestaniu smarowania [1]: 1 bez powłoki, 2 z powłoką natryskaną ze stali, 3 z powłoką natryskaną z proszku na bazie grafitu fig. 1. friction coefficient k of steal shaft without lubrication in function of time: 1 without coating, 2 with thermal sprayed coating, 3 with thermal sprayed coating based on graphite powder zużycie adhezyjne – występuje przy tarciu ślizgowym elementóweksploatowanych przy dużych naciskach które przemieszczają się ze względnie małymi prędkościami. proces ten wywołany jest powstawaniem i niszczeniem połączeń adhezyjnych miedzy współpracującymi elementami i towarzyszą mu uszkodzenia objawiające się wyrwaniem bądź wykruszeniem powierzchni. zdolność do sczepiania się zależy od rodzaju materiałów ich budowy strukturalnej. ważnym czynnikiem decydującym o zużyciu adhezyjnym jest zdolność metali do tworzenia warstewek tlenków, które cechują się wiązaniami o charakterze niemetalicznym a które zapobiegają tworzeniu się sczepień adhezyjnych. do głównych sposobów zapobiegania zużyciu adhezyjnemu należą: – zwiększenie twardości elementów ulegających zużyciu, – wytwarzanie elementów z materiałów o małej zdolności do sczepiania, – wytwarzanie warstw niemetalicznych oraz stosowanie obróbki cieplno-chemicznej, – zapewnienie dobrego smarowania. zużycie korozyjne – w obszarach tarcia współpracujących elementów wskutek absorpcji tlenu na ich powierzchniach powstają pasywne warstewki tlenków, które niezbyt łatwo oddzielają się od metalowego podłoża. ten rodzaj zużycia występuje zarówno przy tarciu ślizgowym jak i tocznym. intensywność tego procesu jest stosunkowo mała stąd dość często dąży się do osiągnięcia warunków sprzyjających temu rodzajowi zużycia i do jednoczesnego wyeliminowania innych rodzajów zużycia. zużycie erozyjne – wiele elementów urządzeń pracuje w środowisku przepływających płynów, które najczęściej „unoszą” pyły, zastygłe krople metali i żużli oraz inne drobnoziarniste materiały ogólnie nazwane ścierniwem. wskutek dynamicznego działania (wywołanego prędkością przepływu) strugi transportowanego ścierniwa z określoną szybkością zostaje ono zderzane z „omywaną” powierzchnią. niezależnie od kąta padania ścierniwa występuje ścieranie strumieniem ślizgającym się po „omywanej” powierzchni elementu. ten rodzaj zużycia określa się nazwą erozji. przykładowo w hutnictwie nad konwertorami do wytapiania stali oraz miedzi instaluje się kotły przeznaczone do odzysku ciepła gazów konwertorowych. zapylenie gazów z reguły przekracza 50 g /m3. są to drobne krople metalu i żużla unoszone przez gazy konwertorowe na wysokość do kilkudziesięciu metrów. skutkiem ostygania gazów (zwłaszcza w strefie przyściennej) następuje ich wytrącanie się. zastygłe krople osuwając się po ścianach wywołują ich intensywną erozję. powierzchnie kotła stają się metalicznie błyszczone, przez co ich zdolność do absorpcji ciepła spalin jest mała (współczynnik emisyjności wynosi ok. 0,3). zużycie kawitacyjne – przy szybkim przemieszczaniu się elementów urządzeń u cieczach lub parach (łopatki: wentylatorów, turbin, ruchome części pomp itp.) występuje zużycie kawitacyjne. ten rodzaj zużycia zaliczyć należałoby do zużycia zmęczeniowego, gdyż towarzyszą mu udary np. łopatek o krople cieczy a zużywana łopatka podlega obciążeniom dynamicznym. mechanizmy zużycia erozyjnego i zmęczeniowego wywołanego kawitacją niejednokrotnie występują łącznie. możliwości ograniczenia procesów zużycia dla każdego rodzaju zużycia i zróżnicowanych intensywności tych procesów uwarunkowanych parametrami eksploatacyjnymi należy dobrać właściwe materiały oraz zastosować adekwatne metody ulepszania własności elementów bądź to drogą stosowanych obróbek cieplno-chemicznych lub poprzez wytworzenie powłok. pożądane wyniki w tym zakresie uzyskuje się eksperymentalnie, prze czym najbardziej miarodajnymi są te które uzyskuje się w warunkach rzeczywistej przemysłowej eksploatacji [7÷9]. poszczególne materiały cechuje z reguły odporność na ściśle określony rodzaj zużycia. i tak przykładowo powłoki ceramiczne z al2o3, cr2o3, wc, cr3c2 oraz ich mieszanin posiadają dużą odporność na ścieranie. jednakże są one nieprzydatne przy zużyciu udarowym (rolki samotoków walcowniczych). również niewskazane jest stosowanie ceramicznych powłok na elementach podlegających dużym szokom termicznym. ich odporność na udary bądź na szoki termiczne ulega radykalnej poprawie po wprowadzeniu do ceramiki metalowego dodatku miękkiej osnowy. wówczas w strukturze powłoki wystąpią twarde ziarna otoczone osnową bogatą w miękką fazę którą tworzą: co, ni, al., nicr, nial itd. odporne na zużycie ścierne twarde ziarna tlenków bądź węglików zmieszane z metalicznymi materiałami tworzącymi miękką fazę stanowią podstawę wytwarzania cermetalowych powłok, których zakres przemysłowych zastosowań przewyższa znacznie możliwości powłok ceramicznych [10÷12]. jeśli jednocześnie ze zużyciem ściernym, adhezyjnym i zmęczeniowym występuje zużycie korozyjne na miękką fazę metaliczną stosuje się co bądź ni a natryskane elementy mogą pracować w temperaturach podwyższonych. gdy elementy są eksploatowane w temperaturach około 1000 °c na fazę miękką należy stosować co lub nial, zaś w temperaturach 1300 °c i wyższych należy stosować nicr. przyjmuje się powszechnie, że odporność na zużycie ścierne wzrasta ze zwiększaniem ziarnistości materiałów twardych i ich udziału w cermetalowych mieszaninach. ilość metalicznego dodatku tworzącego osnowę winna być tak dobrana by twarde ziarna były dobrze otoczone osnową (by tkwiły w osnowie). w powłokach natryskiwanych na elementach narażonych jedynie na zużycie ścierne przy minimalnym oddziaływaniu udarów i nacisków zawartość fazy twardej winna być duża, a udział metalicznego dodatku winien wynosić zaledwie kilka procent [13÷15]. najlepsze wyniki osiągnięto stosując powłoki cermetalowe zawierające: cr3c2 + 8% co, wc +8% co, al2o3+ 10% nial bądź cr232 + 10% nial tablica i.(poz. 3-4, 7-8, 10, 12). 67przegląd spawalnictwa vol. 87  9/2015 przy wzroście siły nacisku trących się elementów w charakterze materiału osnowy stosowany jest nicr w ilości do 25%. taki skład cermetalowej mieszaniny okazał się szczególne przydatny do natryskiwania np. ślimaków do wtryskarek, pił tarczowych tablica i. (poz.1,11-13). w przypadkach zużycia zmęczeniowego (łopatki wentylatorów, ssaw aglomeracyjnych, bądź śrutownic) najbardziej przydatnymi okazały się: w charakterze fazy twardej węgliki o małej ziarnistości (38-63 μm) zaś w charakterze osnowy al i ni umożliwiające uelastycznienie osnowy. ze zmniejszeniem ziarnistości fazy twardej wzrasta powierzchnia jej rozwinięcia (powłoki). uderzające o rozwiniętą powierzchnię fazy twardej ścierniwo wywołuje mniejsze zużycie powłoki. z przytoczonych wyników eksploatacji elementów natryskanych zróżnicowanymi mieszaninami materiałów lp. wyszczególnienie przyczyny zużycia uzyskane wnioski zakład element 1 huty: częstochowa, zawiercie, bankowa, batory ,pokój, bobrek, zygmunt, łabędy piły tarczowe do cięcia wyrobów walcowanych ścieranie 2-11 x wzrost trwałości obniżenie hałasu w czasie cięcia (~35 db) 2 kombinat opakomet zawiercie przekładnie ślimakowe 7x wzrost trwałości 3 zakłady przem. lniarskiego częstochowa stradom, zakłady włókien sztucznych cehitex-wistomtomaszów mazowiecki rolki aluminiowe, talerzyki przewijarek, naprężacze, prowadnice nici i inne elementy 100x wzrost trwałości 4 huta częstochowa płyty cierne wozów gaśniczych, płyty cierne zrzutni koksu 2x wzrost trwałości5 zakłady tonsil września matryce do produkcji membran 6 elektrociepłownia rzeszów elementy tworzące powierzchnie robocze młynów weglowych 7 kopalnia trzebionka wały pomp flotacyjnych 6x wzrost trwałości 8 huta ferum, kopalnia rudy polkowice tuleje pomp ścieranie i zużycie kawitacyjne 1,5-1 wzrost trwałości 2,3-x wzrost trwałości 9 elektrownia rybnik korpusy uszczelniaczy wodorowych ścieranie i międzykrystaliczna korozja wodorowa w eksploatacji 10 huta zawiercie politechnika wrocławska wirniki pomp wodnych ścieranie i zużycie kawitacyjne 11-13x wzrost trwałości 3-4x wzrost trwałości 11 huta częstochowa wirniki ssaw aglomeracyjnych silne zużycie erozyjne 3,2x wzrost trwałości 12 huta zawiercie wirniki wentylatorów na stanowiskach do cięcia wyrobów walcowanych silne zużycie erozyjne przez metaliczne wióry 4x wzrost trwałośc 13 fabryka maszyn zawiercie wirniki śrutownic ścieranie erozyjne 5,5 x wzrost trwałości 14 fabryka obrabiarek poręba wrzeciona tokarń loża tokarń i koła sterujące zużycie ścierające i wady odlewnicze w eksploatacji 15 huty: sendzimir, katowice ściany kotłów odzysknicowych nad konwertorami korozja i ścieranie po 2,5 letniej eksploatacji stan powłok dobryw eksploatacji 16 elektrownia bełchatów nakładki antyerozyjne leja opadowego kotła korozja i ścieranie w eksploatacji tablica i. wybrane przykłady zastosowania powłok dla ochrony przed ścieraniem i erozją table i. selected examples of an application of wear protection coatings ceramicznych i metalicznych o różnej wielkości ziaren (klas ziarnowych) wynika, że chcąc uzyskać większą odporność na ścieranie z jednoczesną możliwością zwiększenia obciążenia należy drogą eksperymentów dobrać wielkość ziaren i ilości fazy twardej zaś w charakterze osnowy stosować materiały względnie miękkie i stosownie do potrzeb odporne na korozję tablica i. (poz. 9, 16). charakterystyka metod pomiarowych procesów ścierania i wyniki pomiarów pomiary zużycia ścierającego próbek stalowych oraz powłok natryskanych plazmowo (na identyczne próbki) zrealizowano na maszynie tarciowo zużyciowej. 68 przegląd spawalnictwa vol. 87 9/2015 w badaniach tarciowo-zużyciowych wyznaczono ubytek masy ścieranych próbek stalowych (seria i), a następnie ścieranych powłok tj.: ceramicznych (seria ii) i cermetalowych (seria iii). natryskane powłoki posiadały grubość 0,3 mm, 0,4 mm i 0,5 mm. pomiar zużycia erozyjnego próbek stalowych (odcinki rur wykonanych ze stali kotłowej) oraz próbek z natryskanymi powłokami ceramicznymi i cermetalowymi przeprowadzono na stanowisku obróbki strumieniowo-ściernej. przy stałych parametrach pracy pistoletu piaskującego (ciśnienie i wydajność) erodowano elekrokorundem powierzchnie próbek przez 900 sekund i wyznaczano ubytek masy próbki po tym czasie. odporność próbek stalowych oraz badanych powłok na zużycie ścierne odporność na ścieranie badanych rodzajów powłok i stalowych próbek oznaczono na maszynach tarciowo zużyciowych. wyniki pomiarów przedstawiono na rysunku 2. stalowe próbki bez powłok oraz próbki z natryskanymi powłokami z: wc + 8% co, al2o3, cr2o3 ścierano przeciwpróbkami wykonanymi ze stali st3s. przeciwpróbki obciążono ciężarem 500 n, a droga tarcia wynosiła 4000 m. wyznaczano ubytek masy (względnej) w gramach. rys. 2. wyniki odporności na ścieranie próbek stalowych oraz powłok fig. 2. caparysion of wear and friction resistance steal samples whit or without coatings wyniki badań wykazały, że powłoki węglikowe zużywały się ponad 10-krotnie wolniej, a powłoki z tlenku glinowego bądź chromowego zużywały się 8-krotnie wolniej od stali. w przypadkach ścierania powłok tlenkowych wzrost temperatury nawet do 1000 °c nie powodował zmiany odporności powłok na ścieranie. nie stwierdzono wpływu podgrzania powłok węglikowych do temperatury 600 °c na zmianę ich odporności na zużycie ścierne. ustalono, iż istotny wpływ na wzrost odporności na ścieranie powłok węglikowych wywarła obecność argonowej warstwy osłaniającej strumień plazmy w procesie natryskiwania powłok. i tak pomiary zawartości tlenu wykazały, iż w przypadku stosowania takiej osłony zawartość tlenu w plazmie zmniejszyła się 3-krotnie. jednocześnie wyniki pomiarów ścieralności powłok (węglikowych) wykazały ponad 50% wzrost wartości badanego parametru. przeciętna mikrotwardość powłok węglikowych wynosi 19000 n/mm2, powłok tlenkowych wytworzonych z tlenku glinu bądź chromu około 14000 n/mm2, zaś warstwy podkładowo-wiążącej wytworzonej z nicr poniżej 4000 n/mm2 odporność na zużycie erozyjne na rysunku 3 przedstawiono wyniki pomiarów odporności powłok na zużycie erozyjne. rys. 3. wyniki odporności na zużycie erozyjne próbki stalowej oraz powłok fig. 3. results of wear and erosion resistance on steal samples before and after spray modification najwyższą odporność na erozję wykazują powłoki natryskane z mieszanin węglika chromu z aluminkiem niklu. nieco mniejszą odporność wykazały cermetalowe powłoki wytworzone z al2o3 + nial. zbliżonymi wartościami odporności erozyjnej odznaczają się powłoki natryskane z mieszanin cr2o3 + nial. dla wymienionych rodzajów powłok odporność erozyjna okazała się dużą w stosunku do odporności wykazywanej przez stal kotłową. jedynie powłoki natryskane z tlenku cyrkonowego bądź cermetali wytworzonych na jego bazie cechuje niska odporność erozyjna. dobór powłok ograniczających erozje powierzchni ogrzewalnych kotłów powierzchnie ogrzewalne kotłów tj. rury ekranowe tworzące komorę paleniskową oraz powierzchnię przegrzewaczy pary, sfery przypalnikowe oraz rury kotłów fluidalnych ulegają intensywnej erozji. na przykład w kotłach opalanych węglem w wyniku spalania tworzy się popiół, którego część jest unoszona przez spaliny. popiół głownie składa się z ziaren sio2, al2o3, które podczas ruchu powodują erozję powierzchni ścian, część unoszonego popiołu osadza się na elementach kotła. do usuwania osadzającego się popiołu stosuje się strumień pary podawany przez zdmuchiwacze. nacierająca z dużą prędkością para wywołuje dalsze erodowanie powierzchni kotła. dane eksploatacyjne niektórych elektrowni opalanych węglem wykazują, iż prędkość niszczenia rur wynosi do 3 mm/rok. fabryki kotłów oraz elektrownie i elektrociepłownie żądają by powłoki natryskiwane na rury posiadały minimalną mikrotwardość 5400 μhv (obciążenie 3000 n). wychodząc na przeciw tym wymaganiom autorzy pracy dokonali doboru rodzaju powłok dla sprecyzowanych żądań. badaniom poddano powłoki wielowarstwowe. powłokę oznaczoną n natryskano jako dwuwarstwową (rys. 4) warstwę wiążącą wykonano z aluminku niklu, natomiast warstwę zewnętrzną (roboczą) natryskano z nichromu. uzyskano następujące wyniki pomiarów mikrotwardości: – mikrotwardość stalowego podłoża (stal kotłowa k14) 2000 μhv (obc. 3000n), – mikrotwardość warstwy podkładowej (aluminek niklu) 4260 μhv (obc. 3000n), – mikrotwardość warstwy zewnętrznej (nichrom) 6300 μhv (obc. 3000n), 69przegląd spawalnictwa vol. 87  9/2015 stwierdzenia i wnioski poznanie mechanizmu zużycia elementów maszyn i urządzeń oraz wartości parametrów przy których te procesy zachodzą umożliwia dobór rodzaju powłok i ukształtowania ich własności w aspekcie stwierdzenia ich przydatności do stawianych im zadań. powłoki natryskiwane plazmowo cechuje kilkukrotnie większa mikrotwardość oraz wielokrotnie większa odporność na zużycie niż podłoże na które je natryskano. wyniki eksploatacji przemysłowych elementów maszyn i urządzeń uzasadniają celowość wytwarzania na ich powierzchniach powłok ceramicznych i cermetalowych. literatura [1] st. morel: powłoki natryskiwanie cieplnie monografia. wyd. wipmifs politechnika częstochowska, częstochowa 1990. [2] s. morel: application of plasma-sprayed coatings in heat absorption by radiated walls. archive of energetics / archiwum energetyki t. 41 nr 3-4, 2011, s. 111-126. [3] a. hernas, j. dobrzański: trwałość i niszczenie elementów kotłów i turbin parowych. wyd. politechniki śląskiej 2003, str. 24-45. [4] t. burakowski, t. wierzchoń: inżynieria powierzchni metali. wyd. wn-t warszawa 1995. [5] b.g. abrgmowicz, w.ł. goldsztein: intienisifikacja tiepłobmiena izłuczeniem s pomoszczju pokrytej. wyd. eniergia, moskwa 1977, str. 26-39. [6] t. węgrzyn, j. piwnik: low alloy welding with mocro-jet cooling. archives of metllurgy and materials, vol. 57, iss. 2, 2012. [7] s. morel: zastosowanie powłok plazmowych w hutniczych urządzeniach grzewczych. hutnik-wiadomości hutnicze r. 78, nr 5, 2011, s. 449-451. [8] s. morel: koszty wytwarzania powłok metodami natryskiwania cieplnego. przegląd spawalnictwa, r. 84, nr 8, 2012, s. 7-10. [9] s. morel, j. jasiński, l. jeziorski: powłoki natryskiwane plazmowo na elementach urządzeń do fluidalnej obróbki cieplnej. inżynieria materiałowa, r. 33, nr 5 (189), 2012, s. 456-459. [10] t. hejwowski: nowoczesne powłoki nakładane cieplnie odporne na zużycie ścierne i erozyjne. wyd. politechnika lubelska 2013. [11] a.hermas, b. chmiela: untypical bromine corrosion in bolers co-firing biomass. journal of achievements in materials and manufacturing engineering 2012, vol. 54, nr 1, str. 58 66. [12] w. bielikowski: korozja powierzchni ogrzewalnych kotłów przy slaniu niskoemisyjnym. energrtyka, nr 1, 2000, str. 45-51. [13] j.c. nava: cost-effective thermal spray coatings fort he boiler industry. welding journal, 2009, vol. 99, no 7. [14] m. zubielewic kierunki badań i rozwoju powłok ochronnych. ochrona przed korozją, nr 4, 2006, str. 97-98. [15] http://www.worldsteel.org/media-centre/press-releases/2012/122012-crude-steel.html; (14.02.2013). [16] steel heat treatment handbook. metallurgy and technologies, in: g.e. totten, (eds.), crs taylor & francis group, 2006. [17] m. kaviany: principles of heat transfer in porous media. 2nd edition, springer, new york, 1995. [18] r. singh: thermal conduction through porous system, in: a. öchsner, et al. (eds.), cellular and porous materials: thermal properties simulation and prediction, wiley-vch verlag gmbh & co, kgaa, wenheim, 2008, pp. 199-238. [19] j.h. lienhard: a heat transfer textbook. third edition. phlogiston press, cambridge massachusetts, 2010. [20] f.p. incropera, d.p. dewitt: fundamentals of heat and mass transfer, 6th edition, new york, wiley 2007. [21] e. kostowski: heat flow. silesian university of technology publishing house, gliwice 2000. [22] m. bahrami, m.m yovanovich, j.r. culham: effective thermal conductivity of rough spherical packed beds, int. j. heat mass tran. 49 (2006), 3691-3701. powłokę węglikową oznaczoną literą c (rys. 5) wykonano również jako dwuwarstwową. wyniki badań wykazały następujące wartości mikrotwardości: – mikrotwardość stalowego podłoża (stal kotłowa k14) 2000 μhv (obc. 3000n), – mikrotwardość warstwy podkładowej (50% nial-50% nicr) 7040 μhv (obc. 3000n), – mikrotwardość warstwy zewnętrznej (cr2c3+nial ) 9590 μhv (obc. 3000n). powłoką typu c natryskano m/i: – dolną część kotła odzysknicowego zabudowanego nad konwertorem stalowniczym dla ochrony przed ścieraniem. po ponad 2 letniej eksploatacji stwierdzono obecność powłok na natryskanych fragmentach powierzchni, co stanowi podstawę kontynuacji dalszych prac w tym zakresie. – konfuzor zwężki venturii oczyszczalni gzów konwertorowych uzyskując ponad 3-krotne wydłużenie pracy elementu. poprzez kształtowanie grubości natryskiwanych powłok można osiągać pożądany czas eksploatacji elementów urządzeń przemysłowych. rys. 4. fotografia mikrostruktury powłoki typu n (100x) fig. 4. microstructure of n type coating rys. 5. fotografia mikrostruktury powłoki typu c (100x) fig. 5. microstructure of c type coating welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(4) 2019 49 doi http://dx.doi.org/10.26628/wtr.v91i4.1017 article the influence of solution annealing temperature on the properties of lean duplex 2101 welded joints in tubes grzegorz rogalski1,*, aleksandra świerczyńska1, dariusz fydrych1, michał landowski1 1 gdańsk university of technology, poland dr. aleksandra świerczyńska; aleswier@pg.edu.pl prof. dariusz fydrych; darfydry@pg.edu.pl dr. michał landowski; miclando@pg.edu.pl * correspondence: dr. hab. grzegorz rogalski; grzegorz.rogalski@pg.edu.pl abstract: the article presents a technology of tig longitudinal welding without filler material (142) of heat exchanger tubes made of lean duplex 2101. the results of studies on the effect of heat treatment (solution annealing) on tensile strength, plasticity, delta ferrite and the structure of smooth tubes are shown. it was found, that the change in solution annealing temperature across the tested range has an impact on mechanical properties of welded tubes and the most advantageous solution annealing temperature (1050 °c) was determined. keywords: tubes; tig welding (142); post weld heat treatment; lean duplex 2101; properties introduction tubes are semi-finished products that are used in the construction of various types of equipment, structures and systems transporting media (e.g. natural gas, crude oil and others) [1÷3]. they can work in various operating conditions, which depends on the intended use of the structure. for this reason, they are given appropriate requirements with regard to, among other things, geometric dimensions (tolerance of wall thickness and diameter, ovality and length), strength properties (rm, rp0.2, a50), weldability (welding, brazing) and possibility of working under certain operating conditions (e.g. work in a medium with higher concentration of clchlorides). the mentioned requirements determine the selection of tubes with the appropriate chemical composition, which translates into a specific material group and species. these semi-finished products have been classified in many subject standards, which enables their proper identification in relation to the requirements set for them. examples of standards are pn-en 10217-7 (welded steel tubes for pressure purposes. technical delivery conditions. part 7: stainless steel tubes), pnen 10216-5 (seamless steel tubes for pressure purposes. technical delivery conditions. part 5: stainless steel tubes) and sa 789 (specification for seamless and welded ferritic/austenitic stainless steel, tubing for general service). tubes used in various industrial sectors are manufactured as seamless or with a seam [3]. they are subject to a production cycle, which must take into account all elements that allow obtaining the required properties. in the case of tubes with a seam, welding is usually used, which is or can be associated with other processes, e.g. post weld heat treatment (pwht). this situation can be encountered in the production of tubes made of high-alloy austenitic stainless steel, where the heat treatment consisting of solution annealing is applied immediately after welding [4,5]. the study of the effect of this process on the properties of manufactured austenitic tubes was the subject of the research [6÷9]. it was found that the change in solution annealing temperature even in the range acceptable by the product standard has an impact on the strength and plastic properties of the tested tubes. an important group of products that is made from a tube system in various geometric configurations are tubular and shell-and-tube heat exchangers. due to the nature of the work (e.g. as heaters, condensers or evaporators), they must meet very specific requirements in relation to the working medium, operating temperature and pressure [10÷12]. this determines the selection of the right type of material. the spectrum of materials is very wide ranging from unalloyed and alloy steels for work at elevated temperatures (e.g. p265gh, p355gh, 16mo3, p22, p91) through high-alloy stainless austenitic steels (aisi 304, aisi 316l, aisi 321) and ending with titanium and its alloys (e.g. gr. 1, gr. 2, gr. 5), nickel and its alloys (e.g. incoloy 800h, inconel 625, alloy c-276) and other less common construction materials, e.g. uns r05200 tantalum or uns r60702 zirconium [4,5,10,11]. the use of such a wide group of construction materials in connection with the relevant manufacturing technologies, including welding, is to ensure adequate durability http://dx.doi.org/10.26628/wtr.v91i4.1017 mailto:aleswier@pg.edu.pl mailto:darfydry@pg.edu.pl mailto:miclando@pg.edu.pl mailto:grzegorz.rogalski@pg.edu.pl welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(4) 2019 50 and reliability. research on welding technologies and service life of welded joints of the aforementioned groups of construction materials is still being carried out [12÷18]. one of the dynamically developing material groups are steels with a duplex ferritic-austenitic structure (a structure consisting of ferrite in the amount of 35÷50% and austenite). in comparison with stainless steels with austenitic structure, they are characterized by higher mechanical strength (re>450 mpa) and very good corrosion resistance, especially for pitting and stress corrosion of scc type (stress corrosion cracking) in the chloride environment. in addition, like stainless austenitic steels, they are characterized by good weldability, while maintaining the appropriate technological regime obtained by qualifying the welding technology. undoubted advantages of this material group include also good erosion and abrasion resistance as well as good machinability, which is important from the point of view of prefabrication of elements for welding. despite the many advantages, these steels are however sensitive to the effects of the welding thermal cycle, which affects the structural changes. the high joint cooling rate usually leads to an increase in the ferrite content in the structure, the precipitation of chromium nitrides, the segregation of alloying elements between the ferritic and austenitic phases causing the formation of micro-areas depleted in cr and ni. in turn, the effect of reduced cooling rates may be the separation of intermetallic phases (e.g. sigma phase) ‒ hence the limitation of the heat input in the range of 1.5÷2.0 kj/mm and the loss of nitrogen from root runs, which usually leads to reduce the share of austenite in the steel structure [19,20]. however, the presented difficulties can be eliminated by appropriate correlation between the main variables (e.g. type of the filler material, the heat input, the geometry of the welding groove, the type of shielding gases and others). the number of available literature sources referring to the weldability of duplex steel is very wide [21÷25]. this helps eliminate many hazards in the welding process. a comparison of chemical composition and strength properties for selected grades of austenitic and duplex stainless steels are presented in tables i and ii. table i. comparison of the chemical composition of the duplex steel ldx 2101 and other grades of stainless steels, wt%, acc. to pn-en 10088-2 and sa 240 grade of the steel wr. no. designation astm/uns c n cr ni mo others pre ldx 2101 1.4162 s32101 0.03 0.22 21.5 1.5 0.3 5mn 26 2205 1.4462 s32205 0.02 0.17 22.0 5.7 3.1 – 35 2507 1.4410 s32750 0.02 0.27 25.0 7.0 4.0 – 43 304l 1.4307 304l 0.02 – 18.1 8.1 – – 18 316l 1.4404 316l 0.02 – 17.2 10.1 2.1 – 25 pitting resistance equivalent, pre = cr + 3.3 × %mo + 16 × %n table ii. comparison of selected properties and the temperature of solution annealing for ldx 2101 and other grades of stainless steels acc. to en 10088-2, sa 789 grade of the steel wr. no. designation astm/uns rp0,2 [mpa] rm [mpa] a80 [%] solution annealing temperature [°c] ldx 2101 1.4162 s32101 min. 450 650÷800 min. 30 1020÷1080 2205 1.4462 s32205 min. 480 660÷950 min. 25 1020÷1100 2507 1.4410 s32750 min. 550 750÷1000 min. 15 1040÷1120 304l 1.4307 304l min. 220 520÷670 min. 45 1000÷1100 316l 1.4404 316l min. 240 530÷680 min. 40 1030÷1100 the presented material group, due to its advantages, was used in the construction of shell-and-tube heat exchangers. one of the important elements of these devices is the coil, which is made of a bundle of tubes. an example of a coil is shown in figure 1. the tubes that will be subjected to the plastic working process, e.g. in the coil winding process, have to be heat treated after welding. in the case of duplex steels, as for austenitic stainless steels, solution annealing is used. this process consists in bringing the material to a high temperature depending on the type of steel processed (temperature ranges are given in product standards) and very fast cooling most often in water or a special emulsion. such treatment improves the plasticity (structure of homogeneous austenite) and gives the possibility of obtaining a structure without precipitation of chromium carbides (m23c6) most often in the form of a grid at the grain boundaries. the latter feature protects the steel against the progress welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(4) 2019 51 of intergranular corrosion in the joint area. properly carried out heat treatment allows to obtain a structure that translates into very good plastic properties while maintaining adequate corrosion resistance and tensile strength. however, it should be remembered that for some temperature-technological associations, this treatment may lead to a reduction in tensile strength and in the case of duplex steels, changes in hardness and ferrite content. fig. 1. coils made of welded aisi 321 steel tubes [24] aim of the work the aim of the work was to determine the effect of the temperature of solution annealing in the range from 1000 °c to 1100 °c on the properties of lean duplex 2101 steel tubes with geometrical dimensions of ø25.0x1.0 mm produced using the tig welding process (142). table iii. chemical composition of ldx 2101 duplex steels, wt.% and mechanical properties acc. to certificate 3.1 own research material and welding technology the work is a continuation of research conducted in the field of determining the effect of the temperature of solution annealing on the properties of tubes produced by welding [6,7]. the tubes are made of lean duplex ldx 2101 steel (wr no.: 1.4162, uns s32101), from a tape with a width that allows obtaining an external diameter of 25 mm and a wall thickness of 1 mm. tubes with a smooth surface were made for the test. the chemical composition and strength properties of the steel used are shown in table iii according to the certificate of acceptance 3.1 according to pn-en 10204. immediately after welding, the samples were subjected to solution annealing in water from temperatures of 1000 °c, 1050 °c, 1100 °c. the purpose of the heat treatment was to improve the plastic properties of the tubes and to protect them against intergranular corrosion. due to the continuous method of producing tubes (tubes are moving longitudinally), a calibrated type uno u1 600/1600 c-l10-a10 pyrometer was used for temperature measurement. the achievement of the set goal was accomplished based on the following research plan: 1. development of welding technology (wps ‒ welding procedure specification). 2. execution of test joints and preparation of samples for testing according to the prepared test plan (table iv). 3. performing non-destructive tests: • visual tests (vt); • eddy current tests (et); • penetrant tests (pt); 4. performing destructive tests: • static tensile tests; chemical composition c si mn p s n cr mo ni cu 0.021 0.67 4.79 0.026 0.001 0.21 21.4 0.17 1.49 0.32 mechanical properties rp0.2 [mpa] rm [mpa] a50 [%] a80 [%] roughness ra = 0,24 µm spectroscopic verification 558 559 700 900 38 35 30 31 welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(4) 2019 52 • flattening tests; • flanging tests; • macroscopic and microscopic metallographic examinations; • measurements of the delta ferrite content. table iv. list of specimens prepared for testing designation of the sample solution annealing temperature [°c] type of tests r1 1000 static tensile tests r2 1050 r3 1100 1-1, 1-2, 1-3 1000 flanging tests 2-1, 2-2, 2-3 1050 3-1, 3-2, 3-3 1100 1-4, 1-5, 1-6 1000 flattening tests 2-4, 2-5, 2-6 1050 3-4, 3-5, 3-6 1100 1 1000 macro/microscopic examinations 2 1050 3 1100 before starting the wps development, relevant variables were determined that affect the course of the manufacturing process. they include: 1. base material grade: lean duplex 2101 steel (1.4162); material group according to tr iso 15608: 10.1. 2. geometrical dimensions of the tube: ø=25 mm, t=1 mm. 3. type of joint and weld: single-bead longitudinal butt weld (bw), butt joint. 4. type of welding: automatic welding. 5. welding method: tig (142) without filler material. 6. welding position: pa. 7. current type and polarity: direct current, negative polarity, dc (-). 8. shielding gases: backing gas n1 according to en iso 14175, from the side of the welding (shielding gas) torch n2 in en iso 14175. 9. heat treatment: solution annealing, 1000 °c, 1050 °c, 1100 °c. an automatic production line consisting of the following elements was used for the production of the tubes: pulling and forming rollers, welding chambers, tig welding equipment with accessories, heat treatment unit, eddy current control unit (with material magnetization system), cutting and storage unit. in order to determine the welding parameters enabling the execution of joints characterized by the geometry which corresponds to the quality level b according to en iso 5817, a series of technological welding tests was carried out. for the applied process (142) and the welding speed imposed by the manufacturer (2.4 m/min), it was found that the optimal current parameters are: i=200÷210 a, u=17 v. the geometry of the elements before and after welding is shown in figure 2. fig. 2. the geometry of the elements before and after the welding process, where: t1=t2=1 mm, s=0 mm, 1 – weld welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(4) 2019 53 the shielding gases used are an important element of the developed technology. based on our own experience, the use of shielding gas i1 acc. to en iso 14175 (99.999% ar) as a protection of the welding pool (from the torch side) and baking forming gas often lead to nitrogen loss on both sides of the weld, which is related to the pursuance of the system to achieve equilibrium. this leads to an increase in the ferrite content beyond the required acceptance criteria (e.g. according to astm e562 and norsok m-601 it is 30÷70% of ferrite in the welded joint). to prevent this hazard, the following gases were used: from the torch side n2 according o en iso 14175 (ar+2% n2), from the root side n1 according to en iso 14175 (100% n2). this usually leads to a reduction in nitrogen losses from both the weld face and its root. nitrogen is absorbed by the weld, which translates into obtaining a balanced content in the weld metal. this in turn allows to obtain a high content of austenitic structure. the own experiments are confirmed in the results of tests [25] conducted using the mentioned gases and with the addition of hydrogen in the mixture (up to 10% h2). the balanced content of ferrite and austenite translates into high strength properties and very good corrosion resistance. non-destructive testing visual tests were carried out on all samples in accordance with en iso 17637. no welding defects were found on the surface of the tested samples thus they were found to correspond to the quality level b according to pn-en iso 5817. however, it should be remembered that the solution annealing process affects the colour change of the produced tubes directly after the process (gray, dark, matt) which is not a defect. the temper colours are removed by passivation. the eddy current tests were carried out in accordance with the requirements of en 12084 (en iso 15549). they were made using the eddycheck® 650 compact with magnetizer, which were mounted directly on the tubes production line. this solution allows for ongoing monitoring of the quality of manufactured products and elimination of tubes sections, which have welding defects. it is also one of obligatory tests (it can be replaced e.g. by radiographic examinations) in the product standard, e.g. en 10217-7. no welding defects were detected for the pipes tested. subsequently, penetrant tests were carried out in accordance with the requirements of en iso 3452-1. on their basis, no welding defects were identified. non-destructive testing did not reveal the presence of welding defects. on this basis, the joints were classified at the b quality level according to en iso 5817. this indicates a correctly designed welding process in relation to the main variables of the process 142. the samples were then transferred to the subsequent stages of testing. destructive testing static tensile test tensile tests were carried out in accordance with the requirements of en iso 6892-1. they allowed determination of the tensile strength rm, apparent yield point rp0,2 and elongation of a80 for all tested tubes (three samples for each solution annealing temperature). the results of the tests are presented in figures 3 and 4. the conducted research showed that the increase of the solution annealing temperature in the tested range does not significantly affect the decrease of the tensile strength rm and the apparent yield point rp0,2 (fig. 3). even with the solution annealing temperature of 1000 °c, which is lower than the minimum required heat treatment temperature by 20 °c, there was no decrease in rm and rp0,2 below the required acceptance criterion (rmmin = 650 mpa, rp0,2min = 450 mpa). for this temperature, the mean value of three measurements was obtained at the level of 815 mpa for r m and 572 mpa for rp0,2. the increase in the temperature of the solution annealing led to a slight decrease in both parameters for the remaining heat treatment temperatures, however, the obtained values fall within the acceptance criteria established in the subject standards (en 10088-2, sa 789). analyzing the results of tests for the elongation of a80, it was found that along with the increase of the solution annealing temperature the elongation increases (fig. 4). the values obtained are above the minimum requirements for steel ldx 2101 (at least 30%), and the recorded values range from 38.9% to 42.4%. the expected dependence was observed, i.e. with the increase of the solution annealing temperature the tensile strength (though in a small range) and the apparent yield point decrease, and the elongation a80 increases. these changes are beneficial provided that with growth of plasticity the required tensile strength is obtained, which is confirmed by the test results. the observed relations are usually a consequence of the homogenization of the austenitic structure. however, it should be remembered that for too low solution annealing temperatures, and thus long homogenization times, it is welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(4) 2019 54 possible to start the formation of precipitation processes, which is disadvantageous from the point of view of the properties of welded joints. fig. 3. relationship of tensile strength on the solution annealing temperature for the tested tubes fig. 4. relationship of elongation a80 on the solution annealing temperature for the tested tubes flattening test the flattening test was carried out in accordance with the requirements of en iso 8492. such tests are aimed at determining the susceptibility of round tubes to plastic deformation. the tests were carried out on samples with a length of 60 mm taken from the tubes. three tests were carried out for each solution annealing temperature. they were carried out on the matra hydraulic press. the samples were placed so that the axis of the weld was halfway up the tube and subjected to the greatest compressive stress. the tubes were plastically deformed until the contact of the surface reached the section corresponding to at least half of the internal width of the sample (in accordance with the requirements of the standard, fig. 5a). figure 5b-d shows the tested surfaces. the external side surfaces of the samples subjected to the greatest plastic deformation were evaluated. for the sample, the acceptance criterion is the lack of cracks and tears in the investigated area. no cracks, tears and delaminations were identified in the tested samples. this testifies to the good plasticity of the tested joints and the lack of internal defects, the consequence of which would be cracks. welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(4) 2019 55 flanging test the flanging test was carried out in accordance with en iso 8494. the test runs are shown in figure 6. the matra hydraulic press was used for the test. the test conditions were: test temperature 20 °c, flanging force 80,000 n, mandrel's diameter 35 mm, mandrel's angle 35°. the length of the test samples was 60 mm. the length of the cylindrical part after the flanging test was over 0.5d. all samples tested, irrespective of the solution annealing temperature, showed no cracks or tears on the whole circumference of the flange, also in the area of the welded joint. this indicates that the relevant variables of the welding process 142 have been correctly selected. the influence of the solution annealing temperature on the plastic properties determined by the flanging test has not been demonstrated. a) b) c) d) fig. 5. view of tested welded joints after flattening test: a) cross-section of tested sample with required surface contact, b) test area for t=1000 °c, c) test area for t=1050 °c, d) test area for t=1100 °c a) b) c) d) fig. 6. flanging test: a) initial step, b) beginning of the plastic deformation step, c) final step, d) the view of the sample after completion of the test metallographic macroand microscopic examinations metallographic macroand microscopic examinations were carried out in accordance with the requirements of en iso 17639. samples for testing were taken from tubes transverse to the welding direction. the preparation for the research was carried out in several stages. grinding was carried out using abrasive papers of gradations 400, 800, 2000, 4000. then the samples were polished on the polishing cloth using an aluminum oxide paste and etched with murakami reagent (100 ml of water, 10 g k2fe(cn)6, 10 g koh). figure 7 shows the macrostructure of the tested joints. figures 8 and 9 show their welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(4) 2019 56 microstructure in the area of the weld, haz and base material. macroscopic tests showed the correct structure of the joint with a flat root and face of the weld, which is extremely important from the point of view of the flow of the working medium in the heat exchanger. the walls of the connected elements have been melted correctly. there were no external (geometric) and internal (lack of fusion) defects. this confirms the correct definition of the 142 process variables, including parameters of welding and selection of shielding gases. a) b) c) fig. 7. macrostructure of butt joints: a) sample 1 – 1000°c, b) sample 2 – 1050°c, c) sample 3 – 1100°c. etching with murakami’s reagent for microscopic metallographic examinations, samples used during macroscopic examinations were used. based on the performed tests, it can be concluded that the structure of all tested samples is similar. for the austenite etching reagent used, it is white grains, while ferrite is visible in the form of dark fields. in the base material (fig. 8a, 8b, 8c), a typical banded arrangement of austenite and ferrite grains after the rolling process was observed. their orientation results from the direction of rolling. it was observed that along with approaching the weld the grain growth occurs, which is characteristic for this area (fig. 8a, 8b, 8c) and results from the heat introduced during welding and then solidification. it can also be seen that for the lowest solution annealing temperature (fig. 8a) the amount of ferritic phase increases. the heat affected zone is very narrow, and in the area of overheating an increased proportion of ferrite was observed. clean, local ferritic bands are visible at the transition from the base material to the weld. observed structures have a typical structure in the welded joint in duplex steel. it should be noted, however, that the effect of the solution annealing temperature changes the proportion of the ferritic phase, which should be shown in the ferrite measurements. for the applied magnifications, no precipitations of chromium carbides on the grain boundaries of austenite were identified, even for the lowest solution annealing temperature, which is 20 °c lower than the required minimum. during the metallographic microscopic studies, the occurrence of sigma and chi phases was not revealed. welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(4) 2019 57 a) b) c) fig. 8. microstructure of butt joints of the area: base material – heat affected zone – weld after solution annealing: a) 1000 °c, b) 1050 °c, c) 1100 °c a) b) c) fig. 9. microstructure of the weld after solution annealing: a) 1000 °c, b) 1050 °c, c) 1100 °c ferrite measurements in order to determine the content of ferrite in the weld and the base material, measurements were made using fisher's feritscope model fmp30. base material is also subject to structural changes because the tube is annealed throughout the entire cross-section. the criterion of acceptance was ferrite content of 30÷70%, which is in line with astm e562 and norsok m-601. measurements in the base material and the weld showed that an increase in the solution annealing temperature leads to an increase in the ferrite content in each of the studied areas. this is the result of a large temperature gradient that accompanies intensive cooling in the aquatic environment to ambient temperature. this in turn leads to high cooling rates that favor the formation of large amounts of ferrite. the measurement results are shown figure 10. fig. 10. influence of the solution annealing temperature on ferrite content in the tested tubes: a) sample 1 – 1000 °c, b) sample 2 – 1050 °c, c) sample 3 – 1100 °c all results fall within the assumed acceptance criterion. no measurement exceeded the lower limit of 30%, and the lowest measured value was 42.9% in the base material for sample 1 annealed at 1000 °c. the maximum ferrite content was 50.6% in the weld of sample 3. in the case where the material in the delivery condition has a specific ratio of ferrite to austenite content (40% ferrite, 60% austenite), it can be concluded that all joints in which values of 40÷50% of ferrite should have mechanical and anti-corrosion properties not less than the base material. the obtained results are consistent with microscopic metallographic observations and confirm the effect of the increased cooling rate of joints, resulting from the cooling effect of water, on the slowing down of the α→γ transformation. welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(4) 2019 58 conclusions based on the analysis of the results of the conducted research, the following conclusions can be drawn: 1. the tig (142) longitudinal welding technology has been developed for ø25.0 x 1.0 mm tubes used for the construction of tubular heat exchangers with the lean duplex ldx 2101 steel. the used technology guarantees the obtainment of joints without welding defects. 2. the use of solution annealing temperatures in the range from 1000 °c to 1100 °c affects the mechanical properties of the tubes. an increase in the solution annealing temperature leads to a decrease in mechanical properties (rm, rp0.2), but in the range acceptable to the product standard. 3. the increase of the solution annealing temperature in the tested range results in the improvement of plastic properties determined by the a80 elongation. 4. measurements of ferrite by magnetic method confirm the results of metallographic microscopic investigations. it was found that the increase of the solution annealing temperature leads to the formation of an increased share of the ferritic phase. independently of the temperature tested, each of the tested samples meets the requirements for this parameter in accordance with the relevant subject standards. 5. it was found that 1050 °c is the most favorable temperature from the point of view of mechanical and plastic properties. acknowledgments: the authors would like to thank secespol llc for making the test joints, which were used to carry out the tests. references 1. minor t. analysis of the technical and legal status of gas installations in poland in terms of the safety of their exploitation proposals for changes. nafta-gaz 11/2017. 2. mindur m. processes of extraction and transport of crude oil and natural gas in selected eu countries. logistyka 4/2015. 3. szruba m. pipes in infrastructure. nowoczesne budownictwo inżynieryjne 1/2017, 42-44. 4. rogalski g.; łabanowski j. kwalifikowanie technologii spawania zgodnie z wytycznymi normy pn-en iso 15613 na przykładzie wytwarzania rur stosowanych w płaszczowo-rurowych wymiennikach ciepła. biuletyn instytutu spawalnictwa 2011, vol. 55(5), 57-61. 5. rogalski g.; fydrych d. kwalifikowanie technologii spawania wg pn-en iso 15614-8 na przykładzie płyt sitowych w u-rurowych wymiennikach ciepła. welding technology review 2012, vol. 84(2), 27-35. 6. świerczyńska a.; rogalski g.; fydrych d. badania struktury i właściwości spawanych austenitycznych rur wymienników ciepła. welding technology review 2010, vol. 82(6), 11-16. 7. rogalski g.; łabanowski j.; fydrych d.; świerczyńska a. wpływ obróbki cieplnej na właściwości spawanych austenitycznych rur wymienników ciepła. welding technology review 2014, vol. 86(6), 24-31. [crossref] 8. ha h.y.; lee t.h.; lee c.g.; yoon h. understanding the relation between pitting corrosion resistance and phase fraction of s32101 duplex stainless steel. corrosion science 2019, vol. 149, 226-235. [crossref] 9. arabi s.h.; pouranvari m.; movahedi m. pathways to improve the austenite–ferrite phase balance during resistance spot welding of duplex stainless steels. science and technology of welding and joining 2019, vol. 24(1), 8-15. [crossref] 10. rogalski g.; prokop k.; fydrych d.; łabanowski j. badania złączy spawanych bimetalu zgrzewanego wybuchowo stali niestopowej grade 60 ze stopem monel 400. welding technology review 2014, vol. 86(6), 17-23. [crossref] 11. rogalski g.; fydrych d.; landowski m.; łabanowski j. weldability of titanium grade 2 on example of shell and tube heat exchanger. welding technology review 2015, vol. 87 (10), 17-22. [crossref] 12. zhu l.; chen s.; yang y.; sun y. transient heat transfer performance of a vertical double u-tube borehole heat exchanger under different operation conditions. renewable energy 2019, vol. 131, 494-505. [crossref] 13. łyczkowska k.; adamiec j. resistance of welded joints 304 and 304h to intercrystalline corrosion. welding technology review 2017, vol. 89(9), 31-36. [crossref] 14. lange a.; białucki p.; bashir a. harapińska e.; małachowska a. causes of cracks of chemical apparatus made of austenitic steel. welding technology review 2018, vol. 90(12), 25-31. [crossref] 15. górka j.; grzesica k.; golda k. orbital tig welding of x5crni18-10 austenitic stainless steel. welding technology review 2018, vol. 90(5), 55-59. [crossref] http://www.pspaw.wip.pw.edu.pl/index.php/pspaw/article/view/68 https://doi.org/10.1016/j.corsci.2019.01.001 https://doi.org/10.1080/13621718.2018.1468949 http://www.pspaw.pl/index.php/pspaw/article/view/67 http://www.pspaw.pl/index.php/pspaw/article/view/482 https://doi.org/10.1016/j.renene.2018.07.073 http://www.pspaw.pl/index.php/pspaw/article/view/809 http://www.pspaw.pl/index.php/pspaw/article/view/986 http://www.pspaw.pl/index.php/pspaw/article/view/898 welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(4) 2019 59 16. nakonieczna n.; adamiec j. the tendency to hot cracking of the welded joints of nickel superalloy inconel 617. welding technology review 2017, vol. 89(5), 17-22. [crossref] 17. kamela a.; adamiec j. evaluation of high temperaturę corrosion resistance of hybrid welded membrane walls panels joints of austenitic stainless steel. welding technology review 2018, vol. 90(7), 26-29. [crossref] 18. kiszka a.; czupryński a.; baszczyńska e. effect of shielding-gas nitrogen content on the properties of tig and atig orbital-welded tubular joints made of duplex steel. biuletyn instytutu spawalnictwa w gliwicach 2018, vol. 62(2), 35-40. 19. świerczyńska a.; łabanowski j.; fydrych d. effect of linear energy and microstructure on the content of residual hydrogen in welded joints made of superduplex steels. biuletyn instytutu spawalnictwa w gliwicach 2016, vol. 60(5), 171-178. 20. souza c.s.; soares r.b.; de faria r.a.; bracarense a.q.; castro m.d.m.; de fc lins v. effect of heat input on the corrosion resistance of the cold worked 2304 lean duplex stainless steel gmaw welded joint. materials and corrosion 2019, vol. 70(3), 409-418. [crossref] 21. mitelea i.; uţu i.d.; karancsi o.; crăciunescu c.m. investigation of the microstructure of dissimilar welds in duplex stainless steel and low alloyed steel. materials testing 2019, vol. 61(2), 120-124. [crossref] 22. łabanowski j.; prokop-strzelczyńska k.; rogalski g.; fydrych d. the effect of wet underwater welding on cold cracking susceptibility of duplex stainless steel. advances in materials science 2016, vol. 16(2), 68-77. [crossref] 23. arun d.; ramkumar k.d.; vimala r. multi-pass arc welding techniques of 12 mm thick super-duplex stainless steel. journal of materials processing technology 2019, vol. 271, 126-143. 24. www.secespol.pl 25. westin e.m.; johansson m.m.; pettersson r.f.a. effect of nitrogen-containing shielding and backing gas on the pitting corrosion resistance of welded lean duplex stainless steel ldx 2101® (en 1.4162, uns s32101). welding in the world 2013, vol. 57(4), 467-476. [crossref] © 2019 by the authors. submitted for possible open access publication under the terms and conditions of the creative commons attribution (cc by) license (http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/). http://www.pspaw.pl/index.php/pspaw/article/view/758 http://www.pspaw.pl/index.php/pspaw/article/view/936 https://doi.org/10.1002/maco.201810441 https://doi.org/10.3139/120.111292 https://doi.org/10.1515/adms-2016-0010 https://doi.org/10.1007/s40194-013-0046-2 201113_pspaw.pdf 29przegląd spawalnictwa 13/2011 marcin lewandowski ziemowit klimonda obrazowanie ultradźwiękowe wad za pomocą metod syntetycznej apertury ultrasonic flaw imaging using synthetic aperture methods   marcin lewandowski, ziemowit klimonda – instytut podstawowych problemów techniki pan. streszczenie ultradźwiękowe metody badań nieniszczących przechodzą obecnie metamorfozę od systemów z głowicami jednoelementowymi do systemów wielokanałowych z głowicami fazowymi (pa phased array). prowadzony obecnie w zakładzie ultradźwięków ippt pan projekt ma na celu opracowanie uniwersalnej wielokanałowej platformy ultradźwiękowej oraz metod rekonstrukcji obrazów mogących znaleźć zastosowanie zarówno w medycynie, jak i w badaniach nieniszczących. przeprowadzono wstępne badania mające na celu porównanie różnych metod rekonstrukcji obrazów wad w trybie b-mode. w tym celu dokonano akwizycji ech ultradźwiękowych od wad w szynie kolejowej i monobloku przypomocy ultrasonografu badawczego wyposażonego w 128-elementową głowicą fazową o częstotliwości 4 mhz. uzyskane sygnały ech wysokiej częstotliwości poddano następnie obróbce cyfrowej w celu uzyskania obrazu b-mode. zastosowano i porównano różne metody rekonstrukcji obrazu: klasyczny beamforming oraz metodę syntetycznej apertury. wstępne wyniki wskazują na wysoką jakość rekonstrukcji metodą syntetycznej apertury, która zapewnia równomierną rozdzielczość poprzeczną w całej głębokości obrazowania. zastosowanie alternatywnych schematów nadawczo-odbiorczych w metodzie syntetycznej apertury umożliwia dodatkowo optymalizację metody pod względem prędkości badania lub jakości obrazowania. wyniki te potwierdzają przydatność i konkurencyjność metody syntetycznej apertury do stosowanej obecnie metody beamformingu. abstract nowadays ultrasonic methods of non-destructive testing have undergone transformation from systems with single-element probes into multichannel systems with phase arrays probes (pa). the aim of the project currently conducted in department of ultrasound in ippt pan is to develop a versatile multichannel ultrasonic platform and image reconstruction methods in order to apply both in medicine and in non-destructive testing. preliminary studies on comparison of different methods of the b-mode image reconstruction for flaw visualization have been done. the acquisition of ultrasonic echoes of defects in railway rail and monoblock, using the research medical ultrasound scanner equipped with 128-element phase array with 4 mhz frequency, has been performed. then the resulting radio frequency signals of echoes were digitally processed in order to obtain b-mode image. different methods of image reconstruction – the classic beamforming and the synthetic aperture algorithm – have been applied and compared. the experimental results indicate that the image reconstruction by synthetic aperture method has higher quality then classical beamforming. it provides a uniform lateral resolution throughout the whole imaging depth. the application of alternative transmitting-receiving schemes for the synthetic aperture method additionally allows to optimize it in terms of speed of the testing as well as quality of the imaging. the results confirm usefulness the method and competitiveness of the synthetic aperture to the method of classical beamforming being applied at present. wstęp ultradźwiękowe badania nieniszczące do dnia dzisiejszego kojarzą się z klasyczną prezentacją amplitudy ech (zobrazowanie typu a) na ekranie defektoskopu. z drugiej strony rozwój i miniaturyzacje elektroniki spowodowała pojawienie się, a następnie popularyzację systemów wielokanałowych pa (phased arrays – głowic fazowych), które dają zupełnie nową jakość badań oraz wizualizacji wad. podstawowe zalety systemów głowic fazowych takie jak: znacznie większa prędkość badań, nowe możliwości sterownia wiązką oraz obrazowania wad są szeroko znane. natomiast poza świadomością wysokich kosztów aparatury inne ograniczenia i wymagania stosowania tych systemów nie są powszechnie znane. niektóre z ograniczeń fizycznych głowic pa 30 przegląd spawalnictwa 13/2011 przedstawiono w [1]. osobnym zagadnieniem są alternatywne metody rekonstrukcji obrazów, które umożliwiają uzyskanie optymalnej jakości obrazu (m.in. równomiernej rozdzielczość wgłębnej) dla zadanych parametrów głowicy oraz prędkości badania i one są tematem tego artykułu. w zakładzie ultradźwięków ippt pan obecnie prowadzone są prace mające na celu praktyczną realizację metod sa (ang. synthetic aperture – syntetycza apertura) w obrazowaniu ultradźwiękowym. w ramach tych prac opracowywana jest nowoczesna aparatura umożliwiająca jednoczesną akwizycję i równoległe przetwarzanie 32÷128 kanałów ultradźwiękowych oraz algorytmy cyfrowego przetwarzania sygnałów i rekonstrukcji obrazów działające w czasie rzeczywistym. prowadzone obecnie badania modelowe mają na celu określenie optymalnych schematów nadawczo-odbiorczych oraz parametrów rekonstrukcji dla różnych zastosowań medycznych oraz przemysłowych. systemy phased array w systemach pa główną formą prezentacji wyników są dwuwymiarowe (2d) obrazy wad w wybranej prezentacji (zobrazowanie typu b, c, d, s). prezentacja 2d umożliwia obrazowanie wad oraz określanie ich położenia, wielkości i kierunkowości, co znacząco rozszerza jakość badań w stosunku do klasycznej prezentacji typu a. nieocenione znaczenie ma także możliwość zapisu danych surowych w systemach pa, która pozwala na dokładniejszą analizę wyników badań w późniejszym okresie oraz zapewnia dokumentację do celów audytowych. rekonstrukcja obrazu 2d odbywa się w systemach głowic fazowych na podstawie odebranych sygnałów ech wysokiej częstotliwości (w.cze.) z wybranych przetworników z uwzględnieniem ustawionych parametrów nadawczo-odbiorczych oraz wprowadzonych tablic opóźnień. tablice opóźnień (zwane także prawami opóźnień lub ogniskowania) określają opóźnienia, które muszą zostać zastosowane dla sygnałów z każdego przetwornika odbiorczego w procesie rekonstrukcji obrazu. parametry nadawczo-odbiorcze oraz prawa opóźnień są wyznaczane w programowaniu użytkowym służącym do projektowania badań. standardową metodą rekonstrukcji obrazów w systemach pa jest klasyczny beamforming (stosowany także w ultrasonografii medycznej), który polega na tworzeniu pojedynczej linii obrazu wynikowego (tzw. scanline) z zestawu sygnałów w.cz. pochodzących od sąsiednich przetworników głowicy (tzw. apertura odbiorcza). sygnały w.cz. z poszczególnych przetworników są opóźnianie zgodnie z zadaną tablicą opóźnień i sumowane koherentnie. powstająca w ten sposób linia obrazowa jest odpowiednikiem sygnału echa z głowicy jednoprzetwornikowej o odpowiadających parametrach. metoda syntetycznej apertury metoda sa także opiera się na opóźnianiu i koherentnym sumowaniu przyczynków od ech w.cz. pochodzących od różnych przetworników, ale tutaj dla każdego nadania rekonstruowany jest cały obraz 2d, a nie pojedyncza linia obrazu. skutkiem tego są bardzo wysokie wymagania na prędkość transmisji i przetwarzania danych. obrazy uzyskiwane z pojedynczego nadania są nazywane obrazami niskiej rozdzielczość, gdyż nie zapewniają odpowiedniej jakości obrazowania. stosując jeden ze schematów nadawczo-odbiorczych cała apertura przetwornika jest skanowana, a powstające obrazy niskiej rozdzielczości są sumowane tworząc obraz wynikowy wysokiej rozdzielczości. ważnym wyróżnikiem metody sa jest uzyskiwanie jednoczesnego ogniskowania po stronie nadawczej i odbiorczej, co zapewnia równomierną wgłębną rozdzielczość poprzeczną. dla klasycznego beamformingu ogniskowanie nadawcze jest realizowane przez nadawanie zogniskowanej wiązki na określonej głębokości. chcąc uzyskać równomierną rozdzielczość w całym zakresie głębokości konieczne jest wielokrotne nadawanie z ogniskami na różnych głębokościach, co powoduje wydłużenie czasu badania. istnieje bardzo wiele różnych schematów nadawczo-odbiorczych różniących się wykorzystywaną liczbą przetworników nadawczych i odbiorczych w jednym nadaniu oraz sposobem skanowania. dzięki temu możemy optymalizować schemat i algorytm rekonstrukcji do konkretnego zastosowania. zastosowania badania systemami pa są dzisiaj stosowane w całym spektrum zastosowań ultradźwiękowych badań nieniszczących. w pracy [2] przedstawiono zalety systemów pa w badaniach spoin rurociągów. poza uzyskaniem znacznie większej wydajności badań (do 5 razy) wskazano lepsze wykrycie wad oraz zapis pełnych danych umożliwiający późniejszą weryfikację i śledzenie zmian. badania szyn kolejowych [3], obręczy kół [4] i osi [5] są szczególnie ciekawe ze względu na skalę prowadzonych badań zarówno przy produkcji, jak i eksploatacji. zainteresowanie pa wkracza także na krajowym rynek, co jest widoczne zwiększającą się ilością referatów podejmujących tę problematykę na corocznym zakopiańskim seminarium nieniszczących badań materiałów [6÷9]. badania przeprowadzono badania laboratoryjne mające na celu porównanie jakości oraz efektywności badania wad za pomocą metody sa oraz metody klasycznego beamformingu. 31przegląd spawalnictwa 13/2011 rys. 1. widok układu pomiarowego fig. 1. view of the measuring system podsumowanie systemy pa umożliwiają wizualizację w czasie rzeczywistym dając całościowy obraz wad i pozwalając na określanie ich położenia i rozmiarów. możliwości, szybkość i efektywność badań systemami głowic fazowych stanowi nową jakość w stosunku do ciągle powszechnie stosowanej aparatury jednokanałowej i prezentacji typu a. zaprezentowano wstępne wyniki rekonstrukcji obrazów wad za pomocą algorytmów syntetycznej apertury oraz klasycznego beamformingu. wszystkie rerekonstrukcje uzyskano z jednego zestawu danych dane pomiarowe zostały zebrane przy pomocy ultrasonografu badawczego ultrasonix sonixtouch (kanada). aparat ten dzięki specjalnemu oprogramowaniu badawczemu umożliwia zaprogramowanie sekwencji nadawczo-odbiorczych oraz akwizycję surowych danych w.cz. z każdego przetwornika. sygnał ech był próbkowany z częstotliwością 40 mhz i rozdzielczością 12-bit. zastosowano liniową głowicę ultradźwiękowa o 128 elementach i odległości między przetwornikami (pitch) równej 0,3048 mm. użyto głowicy o częstotliwości 4,2 mhz, a napięcie nadawcze wynosiło 94 v. akwizycja danych została przeprowadzona w układzie laboratoryjnym z nieruchomą głowicą na fragmencie szyny kolejowej z poprzecznie nawierconym otworem o średnicy 2 mm znajdującym się na głębokości 28 mm. pomiarowych otrzymanych za pomocą badawczego ultrasonografu medycznego. metoda sa zapewnia wyższą jakość obrazowania wad niż stosowana obecnie w komercyjnych systemach pa metoda klasycznego beamformingu. dodatkowo możliwość modyfikacji schematu nadawczo-odbiorczego w metodzie sa w celu optymalizacji jakości obrazowania lub prędkości badania zwiększa jej uniwersalność. budowana w zu ippt pan aparatura umożliwi realizację tego typu obrazowania w czasie rzeczywistym dając nowe narzędzie dla praktyków zajmujących się badaniami nieniszczącymi. rys. 2. obraz wad w monobloku uzyskany metodą beamformingu oraz syntetycznej apertury fig. 2. the view of defects in the monoblock obtained with the beamforming and synthetic aperture methods wyniki zebrane sygnały w.cz. dla schematu nadawczo-odbiorczego sta (synthetic transmit aperture) zostały poddane obróbce w celu rekonstrukcji obrazu metodą sa oraz klasycznego beamformingu. w schemacie apertura nadawcza składała się z 2 przetworników, a odbiorcza ze 128. do rekonstrukcji przyjęto prędkość podłużnej fal ultradźwięków równą 5883 m/s. poniżej przedstawiono obrazy wad w prezentacji typu b uzyskane metodą klasycznego beamformingu (rys. 2) i metodą syntetycznej apertury (rys. 2). prezentacje typu b pokazane są w zakresie dynamiki wynoszącym 60 db. widoczna jest lepsza detekcja wady w przypadku obrazu sa. 32 przegląd spawalnictwa 13/2011 literatura [1] lewandowski m.: systemy głowic wieloprzetwornikowych podstawy fizyczne, xvii seminarium nieniszczące badania materiałów, zakopane, 8-11 marca 2011. [2] moles m.: phased arrays for general weld inspections, olympus ndt, 2010. [3] u.s. department of transportation, application of ultrasonic phased arrays for rail flaw inspection, dot/fra/ord-06/17 july 2006. [4] lonsdale c., wagner r., traxler j., meyer p.: phased array ultrasonic inspection of new wrought railroad wheel rims, www.standardsteel.com/rdpapers/phasedarray.pdf, 2001. [5] hansenm w., hintze h., schubert h.: ultrasonic testing of railway axles with phased array technique, 8th european conference on nondestructive testing proceedings, barcelona (spain), june 17-21, 2002. [6] kopeć a., bobrowski p.: doświadczenia z wykorzystania ultradźwiękowej techniki phased array w diagnostyce urządzeń energetycznych, xv seminarium nieniszczące badania materiałów, zakopane, 10-13 marca 2009. [7] ignaszak z., bobrowski p., ciesiółka j.: phased array w odlewnictwie nowe możliwości identyfikacji nieciągłości, xvi seminarium nieniszczące badania materiałów zakopane, 9-12 marca 2010. [8] lipnicki m.k., mroczek k., ostrowskib. , wójcik m. j.: zaawansowane badania diagnostyczne wirników turbin energetycznych techniką phased array na przykładzie badania kształtowych elementów mocowania łopatek, xvii seminarium nieniszczące badania materiałów, zakopane, 9-11 marca 2011. [9] dragan k.: zastosowanie głowic phased array w diagnostyce konstrukcji lotniczych, xvii seminarium nieniszczące badania materiałów, zakopane, 9-11 marca 2011. badania współfinansowane ze środków europejskiego funduszu rozwoju regionalnego w ramach programu operacyjnego innowacyjna gospodarka, nr projektu: poig.01.03.01-14-012/08-00. przeglad welding technology review redakcja przegląd spawalnictwa, ul. świętokrzyska 14a, 00-050 warszawa,  tel.: 22 827 25 42, fax: 22 336 14 79; e-mail: pspaw@ps.pl, www.pspaw.ps.pl ps 12 2015 www 101przegląd spawalnictwa vol. 87  12/2015 badania złączy spawanych techniką phased array w świetle wymagań pn-en iso 13588 ultrasonic testing of welds with phased array according to pn-en iso 13588 standard dr sławomir mackiewicz – ippt pan warszawa. autor korespondencyjny/corresponding author: smackiew@ippt.pan.pl streszczenie w pracy opisano podstawowe zasady ultradźwiękowych badań złączy spawanych techniką phased array zgodnie z wymaganiami pn-en iso 13588. przedstawiono zakres i obszar zastosowania normy. opisano typy skanów ultradźwiękowych zalecanych przez normę do badań spoin przy różnych poziomach techniki badania. omówiono najważniejsze kalibracje systemów pa oraz inne aspekty ich przygotowania do badań spoin. opisano metodykę wykonywania badań oraz oceny ich wyników wskazując na aspekty specyficzne dla zautomatyzowanej techniki phased array. najważniejsze zagadnienia zilustrowano przykładami zaczerpniętymi z własnych badań oraz nadzorowanych wdrożeń. wskazano na kluczowe znaczenie wprowadzonej normy dla upowszechnienia badań złączy spawanych techniką phased array. słowa kluczowe: badania ndt, ut, technika phased array, badanie spoin abstract the paper describes fundamental principles of ultrasonic testing of welded joints with phased array technique in line with pn-en iso 13588 standard. the scope of the standard was first explained. after that the different modes of phased array scanning were explained with reference to the testing levels. the most important calibrations and setups of pa systems were also described. then the methodology of phased array weld testing was briefly described with specific attention to aspects characteristic to phased array technique. the most important topics were illustrated with examples taken from author’s own practice and training experience. the paper emphasizes the importance of the newly introduced standard for wider implementation of phased array technology in weld testing. keywords: ndt, phased array technology, welded joints testing wstęp pomimo coraz większego upowszechnienia ultradźwiękowej techniki phased array (ut-pa) w jej wdrażanie do praktyki badań nieniszczących było dotychczas utrudnione przez brak norm określających zasady jej stosowania do badań określonego typu wyrobów czy konstrukcji. w szczególności brak było formalnej podstawy do opracowywania instrukcji badań złączy spawanych umożliwiających jej wdrożenie na dużych projektach inwestycyjnych takich jak budowy rurociągów przesyłowych, zbiorników ciśnieniowych czy instalacji petrochemicznych. sytuacja ta uległa istotnej zmianie wraz z pojawieniem się pn-en iso 13588:2013 [1] określającej zasady stosowania techniki phased array do badań złączy spawanych. nieco wcześniej pojawiła się norma amerykańska astm e2700 [2]. poza pewnymi różnicami co do zakresu stosowalności techniki pa (np. poziom automatyzacji badań, zakres grubości ścianek) zasady prowadzenia badań opisane w obu normach są podobne. do czasu wprowadzenia w/w norm badania spoin techniką phased array mogły być prowadzone jedynie w oparciu sławomir mackiewicz o indywidualne procedury użytkowników co wymagało większego nakładu pracy oraz wiązało się z koniecznością ich kwalifikowania dla potrzeb konkretnego projektu czy instytucji nadzorującej. wprowadzenie wymienionych norm uporządkowało i ujednoliciło zasady stosowania techniki phased array do badań złączy spawanych i tym samym stworzyło podstawę do ich szerszego wykorzystania w wielu dziedzinach współczesnej techniki. kolejnym krokiem niezbędnym do szerokiego wdrożenia techniki pa w badaniach złączy spawanych jest upowszechnienie wymagań tych norm wśród specjalistów badań ultradźwiękowych a także kierowników laboratoriów oraz inspektorów zajmujących się nadzorem nad badaniami nieniszczącymi. w niniejszej pracy omówiono podstawowe zasady badań ultradźwiękowych złączy spawanych techniką phased array zgodnie z wymaganiami pn-en iso 13588 [1]. z uwagi na rozległość tematu ograniczono się do podstawowych aspektów metodyki badań oraz typowych zastosowań do badań złączy doczołowych ze stali niskostopowych. ponieważ wiele 102przegląd spawalnictwa vol. 87 12/2015 poziom badania wg en iso 13588 poziom jakości wg en iso 5817 a c,d b b c wg uzgodnień d zastosowania specjalne tablica i. zalecane poziomy techniki badania dla różnych poziomów jakości złączy spawanych table i. testing levels recommended for different quality levels of welded joints zapisów nowej normy bazuje na uregulowaniach dotychczasowych norm dotyczących badań złączy spawanych technikami tradycyjnymi (np. pn-en iso 17640) szczególną uwagę poświęcono nowym pojęciom i wymaganiom specyficznym dla techniki phased array. omawiane zagadnienia zilustrowano przykładami zaczerpniętymi z literatury i własnych badań [3]. zakres i obszar zastosowania norma pn-en iso 13588 dotyczy zasad stosowania zautomatyzowanej techniki phased array do badań złączy spawanych o prostej geometrii z pełnym przetopem, łączących rury, płyty lub zbiorniki wykonane z niskostopowej stali węglowej. minimalną grubość złączy spawanych, które można badać zgodnie z omawianą normą wynosi 6 mm. norma nie ogranicza grubości maksymalnej co różni ją od astm e2700, która limituje grubość złączy do zakresu 9 200 mm. należy również zauważyć, że pn-en iso 13588, w odróżnieniu od normy amerykańskiej, nie obejmuje badań manualnych techniką phased array. badanie zautomatyzowane oznacza w jej ujęciu badanie z zastosowaniem skanera, który musi być wyposażony w enkoder położenia i zapewniać automatyczną rejestrację sygnałów ultradźwiękowychw powiązaniu z położeniem głowicy na obiekcie. skaner może być przesuwany wzdłuż spoiny zarówno w sposób zmechanizowany jak i ręcznie. norma pn-en iso 13588 opisuje jedynie techniki prowadzenia badań ultradźwiękowych złączy spawanych nie określając jednak kryteriów akceptacji. w tym sensie stanowi ona odpowiednik pn-en iso 17640 [4] opisującej zasady konwencjonalnych badań złączy spawanych. analogia między tymi normami rozciąga się również na sposób definiowania poziomów badania (testing levels), który odnosi się do poziomów jakości złączy spawanych (quality levels) określonych w pn-en iso 5817. sposób powiązania między wymaganymi poziomami badania a poziomami jakości złączy spawanych określa norma pn-en iso 17635. został on przedstawiony w tabeli i. podobnie jak w normie dotyczącej badań konwencjonalnych poziomy badania od a do c oznaczają stopniowy wzrost wymagań normy odnośnie liczby technik skanowania czy próbek odniesienia. poziom d odnosi się do zastosowań specjalnych, gdzie zainteresowane strony samodzielnie uzgadniają szczegóły techniki badania w formie pisemnej procedury na podstawie specyficznych uwarunkowań danego projektu (np. badania spoin z materiałów innych niż stal, badania automatyczne, badania w podwyższonych temperaturach). biorąc pod uwagę (opisany dalej) sposób kalibracji systemu pa oraz zalecany sposób nastawiania czułości badania (wg wymagań pn-en iso 17640) metodyka badań phased array opisana w pn-en iso 13588 umożliwia wykorzystanie dotychczasowych kryteriów oceny jakości złączy spawanych zawartych np. w pn-en iso 11666. jest to niezwykle ważny aspekt tej normy umożliwiający szybkie wdrażanie techniki phased array w zastępstwie stosowanej dotychczas techniki konwencjonalnej. techniki skanowania norma pn-en iso 13588 definiuje techniki skanowania ultradźwiękowego phased array jakie należy stosować dla poziomów badań a, b i c. badacz ma do wyboru kilka technik badania (test set-ups) które, w zależności od wymaganego poziomu badania oraz posiadanej aparatury, mogą być stosowane pojedynczo lub w określonych kombinacjach. norma definiuje następujące techniki skanowania spoin: – skanowanie wzdłuż spoiny ustalonymi kątami wiązek przy ustalonej odległości głowicy od środka spoiny – skanowanie rastrowe ustalonymi kątami wiązek – skanowanie typu e-scan wzdłuż spoiny przy ustalonej odległości głowicy od środka spoiny – skanowanie typu s-scan wzdłuż spoiny przy ustalonej odległości głowicy od środka spoiny – skanowanie rastrowe typu s-scan – skanowanie tofd uzyskiwane parą głowic phased array – skanowanie na wady porzeczne (skewed scan) skanowanie ustalonymi kątami wiązek (rys. 1) jest to typ skanowania podobny do stosowanego w zautomatyzowanych badaniach spoin głowicami jednoprzetwornikowymi z tą różnicą, że w badaniach pa zamiast kilku głowic o różnych kątach stosuje się jedną głowicę generującą kilka wiązek wprowadzanych pod różnymi kątami. jest to rozwiązanie pozwalające na zastąpienie ciężkich wielogłowicowych skanerów mniejszymi skanerami dwugłowicowymi, jednak idea badania oraz zakres uzyskiwanych informacji jest taki sam jak w przypadku konwencjonalnych badań skanerami wielogłowicowymi. rys. 1. skanowanie ustalonymi kątami wiązek (rastrowe lub wzdłuż spoiny) fig. 1. scanning with fixed beam angles (raster or linear) w skanowaniu typu e-scan (rys. 2) kolejne zespoły przetworników głowicy liniowej pobudzane są w kolejnych cyklach częstotliwości powtarzania tak, że punkt wejścia wiązki ultradźwiękowej stopniowo przesuwa się wzdłuż głowicy. dzięki temu kolejno generowane wiązki ultradźwiękowe penetrują różne obszary złącza spawanego. jest to rozwiązanie analogiczne jak w konwencjonalnych badaniach manualnych, z tym że przemieszczanie wiązki w kierunku prostopadłym do osi spoiny odbywa się elektronicznie bez fizycznego przesuwu głowicy. planując badanie należy dobrać długość szeregu fazowego głowicy, kąt wprowadzania fali oraz odległość głowicy od środka spoiny tak, aby kolejne wiązki e-skanu pokryły całą objętość spoiny wraz z przylegającymi strefami wpływu ciepła. skanowanie typu e dobrze nadaje się do wykrywania defektów typu przyklejeń bocznych pod warunkiem odpowiedniego dopasowania kąta wprowadzania wiązki do kąta ukosowania rowka spawalniczego. wadą e-skanu jest natomiast konieczność stosowania długich, wieloprzetwor103przegląd spawalnictwa vol. 87  12/2015 nikowych głowic phased array zapewniających odpowiednio duży zakres przesuwu wiązki. duży rozmiar przylgi głowicy wiąże się jednak z koniecznością przygotowania szerokich obszarów przesuwu głowic oraz problemami z utrzymaniem sprzężenia akustycznego. rys. 2. skanowanie typu e-skan wzdłuż spoiny fig. 2. e-scan at fixed probe position along the weld rys. 3. skanowanie sektorowe typu s (rastrowe lub wzdłuż spoiny) fig. 3. sectorial scanning of s type (raster or linear) najbardziej uniwersalnym i najczęściej stosowanym w badaniach spoin typem skanowania phased array jest tzw. skan sektorowy nazywany też skanem typu s. w tym przypadku system pa generuje z jednej apertury szereg wiązek ultradźwiękowych różniących się kątem wejścia do badanego materiału (patrz rys. 3). planując badanie należy dobrać zakres kątowy skanowania oraz odległość głowicy od osi spoiny, tak aby wiązki skanu sektorowego pokryły całą objętość spoiny wraz z przylegającymi strefami wpływu ciepła. w przypadku, gdy nie jest to możliwe do uzyskania z jednego położenia głowicy (np. dla grubszych spoin) należy zaplanować wykonanie dwóch lub większej liczby skanów z różnymi odległościami głowic od środka spoiny. zaletą badania z wykorzystaniem s-skanu jest mniejszy rozmiar głowic, które zwykle zawierają jedynie 16 elementów, co ułatwia utrzymanie sprzężenia akustycznego oraz zmniejsza wymaganą szerokość obszarów przesuwu głowic. szczegółowe wymagania co do liczby oraz rodzaju skanów ultradźwiękowych jakie należy wykonać na spoinie przy określonym poziomie badania określono w tabeli ii pn-en iso 13588. przykładowo dla poziomu b wymagane są co najmniej dwa liniowe skany sektorowe (typu s) wykonane głowicami umieszczonymi po obu stronach spoiny lub z jednej strony spoiny przy różnych odległościach głowicy od środka spoiny. alternatywnie można zastosować skany liniowe typu e wykonywane z obu stron spoiny przy dwóch różnych kątach wprowadzenia wiązki różniących się o co najmniej 10°. przygotowanie i kalibracja aparatury badawczej przygotowanie systemu phased array do badania spoin jest dużo trudniejsze i bardziej złożone niż w przypadku konwencjonalnych badań ultradźwiękowych. wynika to z potrzeby wprowadzenia szeregu parametrów nie występujących w konwencjonalnych badaniach spoin oraz wykonania dodatkowych kalibracji. dotyczy to np. parametrów geometrycznych niezbędnych do prawidłowej wizualizacji przekroju spoiny (grubość materiału, geometria rowka spawalniczego, pozycjonowanie głowic względem spoiny). konieczne jest również określenie parametrów niezbędnych do wygenerowania praw opóźnień dla skanu typu s lub e (apertura wirtualna, zakres kątowy lub liniowy, skok kątowy lub liniowy, odległość ogniskowa) oraz przeprowadzenie szeregu kalibracji systemu badawczego (acg, tcg, czułość badania, rozdzielczość enkodera). ze względu na dużą liczbę parametrów koniecznych do wprowadzenia we właściwej kolejności nowoczesne systemy phased array posiadają specjalne kreatory, które prowadzą użytkownika przez wszystkie etapy niezbędne do przygotowania systemu do badań. ponieważ poszczególne rozwiązania aparaturowe różnią się między sobą nie omówiono tutaj szczegółów całego procesu zwracając jedynie uwagę na specyficzne wymagania charakterystyczne dla techniki phased array. bardziej szczegółowe omówienie całego procesu przygotowania systemu pa do badań można znaleźć w pracy [3]. zakładając, że do systemu pa wprowadzono wszystkie wymagane parametry badanych spoin, podłączonych głowic oraz zaplanowanych skanów do rozwiązania pozostaje problem całościowej kalibracji czułości badania. istotą tego problemu jest to aby zobrazowania typu s, e, b lub c generowane przez system pa mogły być podstawą do oceny wad na podstawie amplitudy wskazań kodowanej za pomocą palety kolorów. podobnie jak w konwencjonalnych badaniach ultradźwiękowych amplituda rejestrowanych ech ultradźwiękowych musi być jednoznacznie powiązana z wielkością reflektora odniesienia (np. otworu poprzecznego lub płaskodennego). w badaniach techniką pa problem polega na tym, że system generuje kilkadziesiąt różnych wiązek ultradźwiękowych, które należy skalibrować w jednakowy sposób. jest to szczególnie istotne w przypadku skanu sektorowego, w którym wiązki ultradźwiękowe wprowadzane są pod różnymi kątami i mają różne amplitudy z uwagi na kątową zależność współczynnika transmisji na granicy klin-materiał. oznacza to, że czułość każdej wiązki skanu sektorowego musi być indywidualnie skorygowana ze względu na kąt jej wprowadzenia. funkcjonalność ta określana jest skrótem acg (angle corrected gain) i wymaga przeprowadzenia specjalnej procedury kalibracyjnej na otworku cylindrycznym. niezależnie od znormalizowania czułości wszystkich wiązek skanu sektorowego pozostaje problem związany z odległościową korekcją amplitudy wskazań. w przypadku konwencjonalnych badań ultradźwiękowych wykorzystuje się w tym celu krzywe dac lub dgs, do których przyrównuje się amplitudy ech uzyskiwanych na zobrazowaniu typu a. w przypadku badań pa takie podejście nie jest użyteczne, ponieważ oceny wskazań dokonuje się na zobrazowaniach typu s, e, b lub c, na których miarą amplitudy wskazania jest jego kolor. chcąc, aby kolor wskazania jednoznacznie określał wielkość równoważną reflektora niezależnie od jego odległości od głowicy należy dodatkowo przeprowadzić odległościową korekcję amplitudy tcg. dopiero wykonanie obu kalibracji (acg i tcg) spowoduje, że kolor wskazania będzie jednoznaczną miarą wielkości równoważnej reflektora rys. 4. skan sektorowy ze wskazaniami od jednakowych otworów poprzecznych usytuowanych w różnych miejscach próbki uzyskany a) przed oraz b) po wykonaniu kalibracji acg i tcg fig. 4. sectorial scans with indications from identical side drilled holes situated at different depths of reference block registered a) before and b) after acg and tcg calibrations a) b) 104przegląd spawalnictwa vol. 87 12/2015 niezależnie od jego położenia na zobrazowaniu. na rysunku 4 pokazano skan sektorowy próbki wzorcowej z jednakowymi otworami poprzecznymi na różnych głębokościach wykonany przed oraz po kalibracjach acg i tcg. widać, że dopiero po wykonaniu kalibracji jednakowe reflektory dają jednakowe wskazania w kolorze czerwonym. po wykonaniu kalibracji acg i tcg nastawienie docelowej czułości badania wraz z ewentualną korektą na straty przejścia jest bardzo proste i sprowadza się do nastawienia ogólnego wzmocnienia systemu (tj. wzmocnienia odnoszącego się do wszystkich generowanych wiązek) w taki sposób aby echo wybranego reflektora odniesienia osiągnęło wymaganą wysokość (np. 80% fsh) na dowolnym zobrazowaniu typu a. nie ma przy tym znaczenia, którą wiązką trafiamy w przedmiotowy reflektor ponieważ wszystkie a-skany mają jednakowe, znormalizowane czułości. typy i rozmiary reflektorów odniesienia, jakie należy stosować do nastawiania czułości badania powinny być ustalone zgodnie z en iso 17640 [4], czyli dokładnie w ten sam sposób jak w badaniach konwencjonalnych. po wykonaniu kalibracji acg i tcg oraz ustawieniu czułości badania zobrazowania uzyskiwane techniką pa pozwalają nie tylko lokalizować reflektory ultradźwiękowe, lecz także (na podstawie koloru wskazań) oceniać ich wielkość równoważną. dzięki temu można dokonywać oceny wskazań według tych samych zasad jak w konwencjonalnych badaniach ultradźwiękowych. przykładowo można stosować kryteria akceptacji spoin określone w en iso 11666 [5]. próbki odniesienia norma pn-en iso 13588 wymaga aby nastawy systemu phased array zostały, przed rozpoczęciem badań spoin, zweryfikowane na specjalnych próbkach odniesienia. wymiary oraz rodzaj, liczba i usytuowanie reflektorów odniesienia, które powinny znajdować się w tych próbkach uzależnione jest od poziomu badania oraz grubości badanych spoin. generalnie próbki odniesienia powinny być wykonane z materiału podobnego jak badane złącza oraz mieć grubość zawierającą się w przedziale od 0,8 do 1,5 grubości materiału rodzimego, przy czym maksymalna różnica grubości nie może przekroczyć 20 mm. szczegółowe zalecenia co do umiejscowienia i wymiarów reflektorów odniesienia określono w dodatku a przedmiotowej normy. podstawowymi reflektorami odniesienia są otwory poprzeczne o średnicy od 2,0 do 6,0 mm w zależności od grubości próbki odniesienia. dodatkowymi reflektorami odniesienia, stosowanymi tylko w przypadku poziomów badania b i c, są nacięcia o wysokości od 1 do 3 mm w zależności od grubości próbki odniesienia. na uwagę zasługuje fakt, że nacięcia zalecane rys. 5. zalecana konfiguracja próbki odniesienia dla poziomu badania b i grubości t powyżej 25 mm. szczegółowe wymiary reflektorów odniesienia zależą od grubości próbki fig. 5. recommended configuration of reference block for testing level b and thickness t above 25 mm. detailed dimensions of reference reflectors depend on block thickness w omawianej normie powinny mieć szerokość 0,2 ±0,05 mm co może powodować pewne trudności z wykonaniem tego rodzaju próbek. przykładowa konfiguracja próbki odniesienia dla poziomu badania b pokazana została na rysunku 5. należy podkreślić, że podstawowym zastosowaniem próbek odniesienia nie jest nastawa czułości badania, którą należy wykonać zgodnie z pn-en iso 17640, lecz całościowe sprawdzenie prawidłowości przygotowania systemu badawczego przed rozpoczęciem badań (procedure qualification). w szczególności procedura badawcza powinna zapewnić wykrycie wszystkich reflektorów odniesienia oraz wykazać pokrycie objętości materiału odpowiadające głębokości i szerokości badanych spoin wraz ze strefami wpływu ciepła. wykonanie badania oraz ocena jego wyników zautomatyzowane badanie spoiny systemem phased array polega na kontrolowanym przemieszczaniu wzdłuż spoiny jednej lub kilku głowic. przemieszczenie głowic rejestrowane jest przez enkoder położenia, który przekazuje do jednostki centralnej aktualną informację o przebytej drodze. po przebyciu określonych odcinków drogi (np. co 1 mm), wykonywane są pełne sekwencje elektronicznych skanów typu e lub s i zapisywane w pamięci aparatu. w przypadku złączy spawanych o mniejszej grubości badanie prowadzone jest zwykle dwiema głowicami pa umieszczonymi symetrycznie po obu stronach spoiny (patrz rys. 6). w przypadku złączy o większych grubościach konieczne jest zastosowanie kilku par głowic penetrujących różne obszary spoiny. alternatywnym rozwiązaniem, nie wymagającym stosowania rozbudowanego skanera, może być wykonywanie kilku skanów tej samej spoiny za pomocą jednej pary głowic przy różnych odległościach głowic od środka spoiny. w każdym przypadku należy dokładnie zaplanować parametry skanów tak, aby pokryły one całą objętość spoiny wraz z przylegającymi strefami wpływu ciepła. rys. 6. typowy schemat badania spoiny systemem phased array fig. 6. typical scheme of weld testing with phased array system zgodnie z wymaganiami pn-en iso 13588 zapisywane powinny być wszystkie a-skany składające się na każdy skan typu s lub e. umożliwia to pełną analizę danych pomiarowych zebranych podczas skanowania, niezależnie od bieżącego ustawienia bramek pomiarowych. należy pamiętać, że w przypadku najprostszych systemów pa zapisywane są jedynie wynikowe zobrazowania typu e lub s generowane przez system w czasie skanowania. brak zapisu indywidualnych a-skanów oznacza, że systemy takie nie spełniają warunków omawianej normy. istotnym aspektem badania techniką phased array jest dobre sprzężenie akustyczne między głowicami a powierzchnią materiału. ze względu na konieczność precyzyjnego sterowania wiązką ultradźwiękową jakość sprzężenia akustycznego w badaniach pa jest bardziej krytyczna niż w badaniach konwencjonalnych. zalecane jest sprzężenie wodne realizowane przez ciągły dopływ wody pod głowice. 105przegląd spawalnictwa vol. 87  12/2015 w tym celu stosuje się specjalnie zaprojektowane kliny głowic posiadające otwory irygacyjne oraz króćce do przyłączenia przewodów doprowadzających wodę pod niewielkim ciśnieniem. przykład uniwersalnego ręcznego skanera do badań spoin półautomatyczną techniką pa i/lub tofd pokazano na rysunku 7. skaner ten pozwala na zamontowanie kilku par głowic phased array lub tofd, jest wyposażony w zintegrowany enkoder położenia oraz system irygacyjny zapewniający ciągły dopływ wody pod głowice. skaner utrzymywany jest na obiekcie za pomocą kółek magnetycznych, co ułatwia operatorowi prowadzenie go wzdłuż spoiny. przegubowa konstrukcja ramy skanera pozwala na dostosowywanie go do badań złączy obwodowych o średnicach powyżej 114 mm lub złączy płaskich. rys. 7. ręczny skaner hsmt-flex firmy olympus do badań złączy spawanych technikąpa oraz tofd fig. 7. manual scanner hsmt-flex of olympus for testing welded joints with pa and tofd techniques po przeskanowaniu zaplanowanej długości spoiny należy zatrzymać skaner i zapisać surowe wyniki skanowania w pamięci aparatu. nazwa pliku powinna jednoznacznie identyfikować obiekt i spoinę. w zależności od organizacji badań, ocenę wyników badania można przeprowadzić bezpośrednio po zakończeniu skanowania lub też w warunkach biurowych po przeskanowaniu większej partii spoin. w celu zwiększenia efektywności wykorzystania sprzętu istnieje możliwość przeniesienia zapisanych skanów do osobnego komputera z odpowiednim oprogramowaniem i równoległego prowadzenia oceny wyników badań oraz sporządzania raportów. w ten sposób ekipa badająca może przeskanować znacznie większą liczbę spoin w tym samym czasie. dane zarejestrowane przez system pa podczas skanowania umożliwiają wszechstronną i dokładną analizę stanu złącza spawanego. podstawowe etapy oceny wyników badania są takie same jak w przypadku konwencjonalnych badań spoin techniką manualną. w przypadku oceny skanów pa proces ten jest jednak bardziej obiektywny i lepiej udokumentowany. pierwszym elementem analizy wyników jest ocena poprawności wykonania skanu oraz kompletności jego zapisu. norma dopuszcza utratę do 5% pojedynczych linii skanu jednak nie zezwala na pominięcie dwóch lub więcej przylegających linii zapisu. należy też zwrócić uwagę na jakość sprzężenia akustycznego, prawidłowość nastawy czułości badania oraz stosunek sygnału do szumu. kolejnym i zwykle najtrudniejszym etapem oceny wyników badania jest odróżnienie wskazań wad od ech kształtu pochodzących od nierówności lica lub grani. na rysunku 8 pokazano dwa nieskorygowane c-skany zarejestrowane przez dwie głowice pa umieszczone po obu stronach badanej spoiny. na zobrazowaniach tych uwidocznione są amplitudy zarejestrowanych ech ultradźwiękowych w funkcji położenia na długości spoiny (oś pozioma) oraz kąta wiązki ultradźwiękowej (oś pionowa). analizując nieskorygowany c-skan operator widzi jednocześnie wszystkie wskazania ultradźwiękowe zarejestrowane wszystkimi wiązkami danej głowicy na określonej długości spoiny. w ten sposób może np. zidentyfikować odcinki spoiny bez istotnych wskazań nie wymagające dalszej uwagi. oprócz tego występują liczne odcinki spoiny wykazujące silne echa ultradźwiękowe, które trudno ocenić jedynie na podstawie c-skanu. rys. 8. przykład zobrazowań typu c z dwóch głowic pa umieszczonych po przeciwnych stronach spoiny fig. 8. example c-scans registered from two pa probes situated on the opposite sides of the weld aby uzyskać bardziej szczegółowe informacje o konkretnych wskazaniach należy skorzystać z innych zobrazowań wyników badania oferowanych przez oprogramowanie systemu phased array. w szczególności należy przeanalizować skany sektorowe w miejscach, w których na c-skanie zarejestrowano silne echa. podstawową zaletą analizy wskazań na zobrazowaniach typu s jest fakt, że reflektory uwidocznione są tutaj na tle geometrycznego przekroju spoiny. daje to dobrą podstawę do oceny prawdopodobnego źródła ich pochodzenia. na rysunku 9a pokazano przykładowy skan sektorowy obrazujący silne echo pochodzące z obszaru grani spoiny, ok. 3 mm za jej środkiem. położenie tego wskazania sugeruje, że jest to echo kształtu powstałe w wyniku odbicia fali od krawędzi wycieku z grani. dla potwierdzenia tej interpretacji należy dodatkowo przeanalizować skan sektorowy uzyskany głowicą usytuowaną po przeciwnej stronie spoiny. a) b) rys. 9. skany sektorowe spoiny typu v o grubości 7,2 mm: a) w miejscu występowania echa kształtu od wycieku z grani, b) w miejscu występowania echa od braku przetopu fig. 9. sectorial scans of v-type weld of 7,2 mm thickness: a) in position showing geometry echo from excess penetration, b) in position showing lack of root penetration defect umiejscowienie reflektora ultradźwiękowego na przekroju spoiny jest ważnym, ale nie jedynym wyznacznikiem rodzaju wskazania w badaniach phased array. bardzo istotną charakterystyką wskazań ultradźwiękowych uwidocznionych na zobrazowaniach pa jest ich kształt oraz układ. przykładowo na skanie sektorowym pokazanym na rysunku 10 widoczne jest jedno duże echo od reflektora znajdującego się na głębokości zbliżonej do grubości materiału rodzimego 106przegląd spawalnictwa vol. 87 12/2015 (ok. 25 mm) oraz szereg mniejszych odbić układających się wzdłuż linii prostopadłej do powierzchni elementu. obraz ten należy interpretować jako silne odbicie od naroża tworzonego przez pęknięcie z dodatkowymi małymi echami pochodzącymi od załomków tego pęknięcia. na podstawie różnicy głębokości tych odbić ocenić można wysokość wykrytego pęknięcia (odległość między zieloną i czerwoną linią kursora). kolejnym rodzajem zobrazowania phased array przydatnym przy analizie wskazań jest zobrazowanie typu b wzdłuż spoiny. w przypadku skanowania typu s zobrazowania typu b można generować w sposób dynamiczny dla dowolnie wybranego kąta wiązki. oznacza to, że można oglądać przekroje podłużne spoiny „widziane” przez wiązki o różnych kątach załamania. przykładowo na rysunku 11 pokazano zobrazorys. 10. skan sektorowy ze wskazaniem pęknięcia wychodzącego od powierzchni przeciwległej fig. 10. sectorial scan of a weld with indication of the crack starting at the far surface rys. 11. zobrazowanie typu b obrazujące wadę typu brak przetopu (między czerwonym i zielonym kursorem) na tle ech kształtu od wycieku z grani fig. 11 b-scan showing lack of penetration defect (between red and green cursors) on the background of geometry indications from the excess penetration wanie uzyskane wiązką o kącie załamania β = 68°, na którym wyraźnie widać umiejscowienie wady typu brak przetopu na tle silnych ech pochodzących od wycieku z grani. po określeniu charakteru wskazania należy określić jego rozmiary oraz położenie w spoinie. ten etap oceny jest w badaniu pa stosunkowo łatwy i sprowadza się wykonania odpowiednich pomiarów kursorowych na odpowiednich zobrazowaniach. przykładowe położenia kursorów pomiarowych dla oceny wysokości oraz długości wykrytych wad pokazano odpowiednio na rysunkach 10 i 11. norma pn-en iso 13588 nie określa kryteriów akceptacji wskazań wad a jedynie daje podstawę do takiej oceny. wskazania zakwalifikowane jako pochodzące od wad można oceniać zarówno na podstawie długości i amplitudy echa (rozmiaru reflektora równoważnego) lub też na podstawie długości i wysokości. zainteresowane strony mogą samodzielnie ustalić odpowiednie kryteria akceptacji lub też odwołać się do istniejących norm. można w tym celu wykorzystać np. pn-en iso 11666 [5]. podsumowanie w artykule omówiono podstawowe aspekty badań złączy spawanych ultradźwiękową techniką phased array zgodnie z wymaganiami pn-en iso 13588:2013 [1]. dzięki wprowadzeniu tej normy badania złączy spawanych techniką pa znalazły długo oczekiwaną podstawę formalną i techniczną. aby wykorzystać potencjał techniki phased array w badaniach złączy spawanych konieczny jest odpowiednio przygotowany i nadzorowany proces wdrożenia tej techniki w laboratorium badań nieniszczących. zdecydowanie nie wystarcza tutaj sam zakup aparatury badawczej i kilkugodzinne przeszkolenie operatorów badań ultradźwiękowych u jej dostawcy. zgodnie z zapisem normy pn-en iso 13588 personel wykonujący badania spoin techniką pa powinien być wykwalifikowany zgodnie z iso 9712 (lub en 473) i posiadać odpowiedni stopień w metodzie ultradźwiękowej. dodatkowo powinien on przejść udokumentowane przeszkolenie specjalistyczne w zakresie badan spoin techniką phased array. norma nie precyzuje zakresu tego szkolenia ale przykłady zagraniczne oraz praktyczne doświadczenia autora wskazują, że konieczny jest ok. 80 godzinny kurs poświęcony podstawom techniki pa, obsłudze konkretnego systemu badawczego oraz praktycznym badaniom reprezentatywnych próbek spoin wraz z oceną. z uwagi na szerokie wykorzystanie oprogramowania komputerowego dodatkowym wymaganiem wstępnym jest dobra znajomość obsługi komputerów i oprogramowania. biorąc pod uwagę zalety techniczne, wydajność, mobilność oraz uniwersalność techniki phased array staje się ona atrakcyjną alternatywą dla konwencjonalnych badań złączy spawanych. w połączeniu z techniką tofd stanowi najskuteczniejsze obecnie narzędzie badań złączy spawanych zarówno podczas budowy nowych konstrukcji jak też w trakcie remontów i eksploatacji. wprowadzenie pn-en iso 13588 usunęło istotną przeszkodę na drodze upowszechnienia badań złączy spawanych techniką phased array tak więc należy oczekiwać szybkiego wzrostu jej stosowania w najbliższych latach. literatura [1] pn-en iso 13588 badania nieniszczące spoin – badanie ultradźwiękowe stosowanie technologii zautomatyzowanej głowicy mozaikowej. [2] astm e2700-14 standard practice for contact ultrasonic testing of welds using phased arrays. [3] s. mackiewicz, m. zgutka, ultradźwiękowe badania złączy spawanych techniką phased array, materiały xxi seminarium nieniszczące badania materiałów, zakopane, 18-20 marca 2015. [4] pn-en iso 17640 badania nieniszczące spoin badania ultradźwiękowe techniki, poziomy badania i ocena. [5] pn-en iso 11666 badania nieniszczące spoin badania ultradźwiękowe złączy spawanych poziomy akceptacji. [6] introduction to phased array ultrasonic technology applications., r/d tech guideline., 2004, 2005, 2007 by olympus ndt [7] advances in phased array ultrasonic technology applications., advanced practical ndt series, olympus ndt, 2007 ps 4 2016 www hr.pdf 74 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 4/2016 badania złącza spawanego rury tytanowej   z płytą sitową wymiennika ciepła the tests of the joint of welded titanium tube with a tube sheet of a heat exchanger streszczenie w artykule przedstawiono wyniki badań złączy uzyskanych w wyniku spawania rur z technicznego tytanu z płytą sitową wymiennika ciepła. złącza wykonano metodą tig stosując różne natężenie przepływu gazu osłonowego oraz energie liniowe spawania. na podstawie przeprowadzonych badań stwierdzono, iż jakość osłony gazowej jeziorka ciekłego metalu ma kluczowe znaczenie dla uzyskania żądanych właściwości połączenia. natlenienie metalu spoiny wiąże się z wystąpieniem przebarwień lica, które stanowią miarę właściwości mechanicznych złącza. wraz ze zwiększaniem energii liniowej wzrasta obszar swc oraz średnia wielkość ziarna w tej strefie. słowa kluczowe: tytan, spawanie tig, ściana sitowa abstract the article presents the results of tests of welded joints of the pipe with sieve plate heat exchanger. joins are made gtaw with different variants of gas shielding and heat input welding. on the basis of non-destructive testing and destructive joints pure titanium was found that the quality of the cover gas liquid metal is crucial to achieve the desired properties. this oxidation of the weld metal is associated with the occurrence of discoloration faces of weld, which are a measure of the mechanical joint. with the increase of the heat input increases haz area and the average grain size in these zone. keywords: titanium, gtaw, tube sheet wstęp tytan i stopy tytanu znajdują zastosowanie wszędzie tam, gdzie od materiału konstrukcyjnego wymaga się szczególnie wysokiej odporności na korozję i wysokiej wytrzymałości właściwej. temperatura pracy elementów z tytanu technicznego nie przekracza zazwyczaj 300-350° c. w wielu przypadkach tytan jest niezastąpiony w budowie aparatury dla przemysłu chemicznego, farmaceutycznego i petrochemicznego. duża odporność korozyjna przy występowaniu stosunkowo dużych strumieni cieplnych determinuje jego zastosowanie w budowie wymienników ciepła, pełniących różnorodne funkcje. z uwagi na bardzo dużą odporność na korozję w wodzie morskiej jest wykorzystywany w przemyśle stoczniowym. wymienione cechy oraz brak uaktywnienia tytanu w wyniku jego napromieniowywania powodują, iż jest materiałem przydatnym do budowy reaktorów jądrowych [1÷3]. w celu szerszego zastosowania tytanu do budowy konstrukcji inżynierskich, konieczne jest opracowanie technologii spawania, umożliwiających uzyskanie złączy o żądanych właściwościach. badania własne badane połączenia powstały na drodze rozwalcowania rury w otworze, które to połączenie ma za zadanie przenoszenie marcin szmul, robert bański, anna pocica obciążeń działających wzdłuż osi rury. połączenie spawane pełni rolę doszczelnienia złącza. płyta sitowa jest bimetalem uzyskanym przez zgrzanie stali p256 i tytanu technicznego grade 1 o grubości 6mm. rura ϕ31,75x0,7 ze szwem została wykonana z tytanu technicznego grade 2. spoinę narożną wykonano metodą tig, w osłonie argonu (99,998%ar) bez użycia materiału dodatkowego (142), przy zastosowaniu głowicy do spawania orbitalnego polysoude ts 34 s, wyposażonej w klosz osłony gazowej. proces spawania był prowadzony w sposób automatyczny w pozycji pk. złącza wykonano różnicując natężenie przepływu gazu osłonowego, czas napełniania klosza osłony gazowej oraz energię liniową spawania. badaniom poddano cztery złącza (oznaczone jako 1,16,20 i 21) różniące się ponadto stanem powierzchni przed spawaniem (tablica i). badania wizualne o jakości połączenia spawanego tytanu świadczy wygląd spoiny. powstające przebarwienia wskazują na natlenienie spoiny, a w miarę zwiększania się stopnia natlenienia zmianie ulega kolor przebarwienia. występowanie w strefie wpływu ciepła badanych próbek przebarwień koloru słomkowego świadczy o niewielkim natlenieniu warstwy wierzchniej i jest inż. marcin szmul  –  fabryka aparatury i urządzeń „famet” s.a.; dr robert bański; dr inż. anna pocica –  politechnika opolska. autor korespondencyjny/corresponding author: marcin.szmul@wp.pl przeglad welding technology review 75przegląd  spawalnictwa       vol. 88 4/2016 dopuszczalne. przebarwienia obserwowane na licu spoiny i swc złącza 16 (rys. 1), tj. jasnoniebieski kolor przebarwienia lica i powierzchni tytanu są niedopuszczalne i świadczą o znacznym natlenieniu spoiny, które wpływa negatywnie na jej właściwości wytrzymałościowe. tytan ze względu na duże powinowactwo chemiczne do tlenu intensywnie nasyca się nim w wysokich temperaturach; szczególnie w stanie ciekłym. w wyniku przemiany perytektycznej powstaje faza charakteryzująca się dużą twardością i kruchością [4]. natlenienie złącza 16 jest spowodowane niedostateczną osłoną gazową, co jest wynikiem zbyt krótkiego czasu napełniania komory osłonowej. oprócz przebarwień przy ocenie wizualnej nie stwierdzono żadnych innych niezgodności wymienianych w pn-en 15614-8. również badania penetracyjne i radiograficzne nie wykazały obecności niezgodności spawalniczych. nr   złącza powierzchnia  tytanu   oczyszczona t10   [ s ] u   [v] i   [ a ] v ar               [ l min ] energia  liniowa  spawania   [kj/cm] 1 nie 12 7,3 49 30 0,644 16 tak 2 7,9 64 4 0,910 20 tak 12 7,3 49 30 0,644 21 tak 12 7,3 49 5 0,644 t10 czas wypływu gazu osłonowego przed zajarzeniem łuku i natężenie prądu spawania u napięcie łuku tablica i. parametry procesu spawania table i. welding process parameters rys. 1. przebarwienia złącza spawanego nr 16 fig. 1. discolorations of the face of weld the welded joint number 16 rys. 2. schemat prowadzenia linii pomiarowej fig. 2. diagram of the position of the measurement line badania mikrotwardości pomiary mikrotwardości przeprowadzono na twardościomierzu leco mht series 200 metodą vickersa, stosując obciążenie 0,1 kg. odległości pomiędzy odciskami wyniosły 0,3 mm. schemat prowadzenia linii pomiarowej przedstawiono na rysunku 2. badaniom poddano próbki pobrane ze złącza 1 (próbka 4.1), ze złącza 16 (próbka 5), ze złącza 21 (próbka 2.8) i ze złącza 20 (próbka 2.6). zbiorcze wyniki pomiarów przedstawiono na rysunku 3. można zauważyć bardzo istotny wzrost twardości spoiny (do 380hv0,1) próbki 5, pobranej ze złącza 16, które uległo znacznemu natlenieniu. rys. 3.  porównanie rozkładu mikrotwardości dla poszczególnych próbek złączy spawanych fig. 3. hardness distribution in welded joints twardość strefy wpływu ciepła jest mniejsza niż materiału rodzimego (nastrzeliwanego). następuje w tym obszarze intensywny rozrost ziarn oraz zanik wpływu umocnienia zgniotowego, wywołanego przebiegiem procesów zgrzewania wybuchowego, walcowania i obróbki cieplnej. mikrotwardość materiału rodzimego rośnie w miarę zbliżania się do linii złącza zgrzewanego. w obrębie linii złącza zgrzewanego występuje charakterystyczny rozkład twardości połączenia tytan+stal. umocnienie tego obszaru jest wynikiem silnych odkształceń powstałych podczas zgrzewania wybuchowego. badania metalograficzne makroskopowe   badania zostały przeprowadzone zgodnie z en 1321. próbki poddano trawieniu 20% roztworem wodnym kwasu fluorowodorowego. według pn-en iso 15614-8 w prawidłowo wykonanym złączu spoina musi mieć odpowiednią grubość. wyznacza ją promień największego okręgu wpisanego w spoinę, którego środek znajduje się w najniższym punkcie grani spoiny. grubość spoiny powinna być większa, bądź równa 0,9 grubości ścianki rury. zaobserwowaną makrostrukturę przedstawiono na rysunku 4. po lewej stronie rysunku znajduje złącze nr 16, a po prawej złącze odpowiadające parametrami złączu nr 21. złącza 1 i 20 zostały wykonane z taką samą energią liniową jak złącze 21, więc ich makrostruktura jest podobna. makrostrukturę złączy charakteryzuje duże zróżnicowanie pod względem wielkości ziarn w poszczególnych obszarach. materiał rodzimy rury ma strukturę drobnoziarnistą, natomiast w materiale rodzimym warstwy tytanu płyty sitowej obserwuje się nieco większe ziarna. ziarna rozrastają się od granicy swc w kierunku spoiny i w spoinie występują ziarna o największych rozmiarach. złącze nr 16 wyróżnia się większą szerokością swc niż złącze 21. jest to spowodowane 76 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 4/2016 większą energią liniową spawania, która wynosiła 0,91 kj/cm, podczas gdy dla złącza nr 21 wynosiła 0,644 kj/cm. większa ilość doprowadzonego ciepła spowodowała zwiększoną powierzchnię przekroju poprzecznego spoiny i swc oraz zwiększenie rozmiarów ziarn. makrostruktura złącza nr 16 ukazuje wyraźną granicę pomiędzy spoiną a swc. wynika ona z różnic w składzie fazowym spoiny i swc, gdyż spoina została nasycona tlenem podczas procesu spawania. stwierdzono również, że jedynie złącze nr 16 spełnienia wymagania normy w zakresie grubości spoiny. analiza wyników badań wyniki przeprowadzonych badań pozwalają stwierdzić, iż zanieczyszczenie powierzchni tytanu w postaci zwartej warstwy tlenków koloru szarego nie wpłynęło na wystąpienie przebarwień lica spoiny oraz na pogorszenie właściwości plastycznych połączenia. również zmniejszenie natężenia przepływu gazu osłonowego z 30 l/min do 5 l/min, przy zachowaniu czasu napełniania komory osłonowej przed zajarzeniem łuku wynoszącym 12s, nie wpłynęło negatywnie na jakość osłony gazowej. jedynie zmniejszenie czasu napełniania argonem komory osłonowej do 2s przy natężeniu przepływu wynoszącym 4 l/min spowodowało wystąpienie natlenienia spoiny. było ono spowodowane niecałkowitym wypełnieniem gazem osłonowym komory w momencie rozpoczęcia jarzenia łuku i dalszego spawania. świadczy o tym zmieniający się kolor przebarwienia lica w miarę zmniejszania udziału powietrza w atmosferze ochronnej. rys. 4. makrostruktura złącza 16 (po lewej) i złącza 21 (po prawej) fig. 4. macrostructure of welded joint numer 16 (on the left) and 21 (on the right) literatura [1] bylica a., sieniawski j.: tytan i jego stopy, pwn, warszawa 1985, isbn 83-01-05888-9. [2] ciszewski a., radomski t.: obróbka oraz łączenie tytanu i jego stopów, wnt, warszawa 1968. [3] filipczak g., witczak s.: konstrukcja aparatury procesowej, wyższa szkoła inżynierska w opolu, skrypt uczelniany nr 175, opole 1995, issn 0860-9004. wnioski – właściwa osłona gazowa ma decydujący wpływ na uzyskane właściwości połączenia spawanego i jego strukturę. – kolor lica spoiny świadczy o skuteczności zastosowanej osłony gazowej. potwierdzają to wykonane badania mikrotwardości oraz badania metalograficzne makroskopowe. – w wyniku cyklu cieplnego procesu spawania następuje znaczny rozrost ziarn w spoinie i w swc w stosunku do materiałów rodzimych rury i warstwy tytanowej plateru. rozrost ten i zasięg swc są zależne od wartości energii liniowej spawania. [4] danielson p., wilson r., alman d.: microstructure of titanium welds, structure: struers e journal of materialography 3/2004, u. s. departament of energy, albany research center, albany. 201312_pspaw_cz3 183przegląd spawalnictwa 12/2013 bernard wichtowski romuald hałas stan techniczny stalowego zbiornika o pojemności 570 m3 w świetle badań nieniszczących condition of steel tank capacity 570 m3  in the light of non-destructive testing r hab. inż. bernard ichtowski, prof. t – projektowanie i ekspertyzy, mgr inż. rom a d ałas – ita telecom polska. abstract studies are needed and necessary for analyzing the technical condition of the structure operated for a long time. discussed in this paper non-destructive testing of steel and reinforced concrete storage of the tank sulfuric acid allowed: – estimate the actual properties of materials and their degree of degradation and corrosion, – determine safe serviceability limit states design, – explain the reasons for increased corrosion of tank shell, – take optimal restitution base of pillar supporting the bottom of the tank. streszczenie badania są konieczne przy analizowaniu stanu technicznego konstrukcji eksploatowanej przez czas dłuższy. omówione w artykule badania nieniszczące in situ, elementów stalowych i żelbetowych zbiornika magazynującego kwas siarkowy pozwoliły: – oszacować aktualne właściwości materiałów oraz ich stopień degradacji i korozji, – określić stan graniczny bezpiecznej użytkowalności konstrukcji, – wyjaśnić przyczyny wzmożonej korozji płaszcza zbiornika cylindrycznego, – przyjąć optymalny sposób restytucji podstawy słupa podpierającego dno zbiornika. st p zgodnie z podstawami projektowania określonymi w pn-en1990 [1]: konstrukcję należy zaprojektować tak, aby jej: nośność, użytkowalność i trwałość była należyta. w artykule przedstawiono ocenę stanu technicznego zbiornika stalowego bezciśnieniowego o pojemności v = 570 m3 z przeznaczeniem do magazynowania kwasu siarkowego, który wybudowany został w 1973 r. zbiornik zbudowano na stalowym ruszcie nośnym usytuowanym na fundamencie żelbetowym, wykonanym przez niemców prawdopodobnie w okresie rozbudowy zakładu w latach 30. ubiegłego wieku. podczas okresowych przeglądów konstrukcji inspektor udt wstrzymał jego eksploatację z uwagi na: „utratę wytrzymałości betonu fundamentu stalowej podpory centralnej dna zbiornika”. fakt, że użytkownik posiadał jedynie szczątkowe dane konstrukcyjne zbiornika, spowodował, że przeprowadzona ekspertyza techniczna wymagała wykonania całościowej inwentaryzacji obiektu oraz oceny stanu technicznego elementów nośnych. konstr kcja obiekt aktualny widok obiektu przedstawiono na rysunku 1, a jego dane konstrukcyjne na rysunkach 2÷4. cylindryczny zbiornik stalowy o pojemności v = 570 m3 został wykonany ze stali st2s w 1973 r. płaszcz zbiornika, o średnicy dz = 9,0 m, jest wykonany z czterech pierścieni o wysokości po 2,25 m każdy. całkowita wysokość płaszcza wynosi 9,0 m. wyjściowo 184 przegląd spawalnictwa 12/2013 wszystkie blachy płaszcza zaprojektowano o grubości 16 mm, połączonych między sobą dwustronnymi spoinami czołowymi. w 2004 r. założono nową stożkową konstrukcję dachową zbiornika i na niej pomost roboczy. pokrycie dachu wykonano z 19 stożkowych odcinków blachy o grubości 12 mm opierających się na promieniście usytuowanych belkach dwuteowych. dno zbiornika o średnicy dd = 9,05 m i grubości blachy t = 18 mm położone jest na ruszcie z dwuteowników promieniście usytuowanych po obwodzie oraz prostopadle w części środkowej (rys. 2). ruszt wsporczy wykonano z belek dwuteowych od 300 do 360 mm oraz obwodowych i220 i c100 mm (rys. 5 i 6). w części środkowej zbiornika ruszt ma prorys. 1. widok ogólny zbiornika ig. 1. general view of the tank rys. 2. rzut konstrukcji wsporczej zbiornika ig. 2. horizontal projection of tank’s cantilevered construction stopadle usytuowane belki dwuteowe 220 w rozstawie 0,5 m. ruszt ten opiera się na: pierścieniowym, kołowym fundamencie żelbetowym o średnicy wewnętrznej dw = 5,5 m i grubości ścianki 0,5 m, oraz w części środkowej zbiornika na 9 słupach stalowych. słupy te, w rozstawie 1 m, wykonane są z dwóch c160 zespawanych półkami. w części głowicowej mają one płytki podporowe o t = 10 mm w liczbie od 1 do 4 sztuk, a dołem opierają się na kwadratowej płycie podstawy o boku 340 mm i grubości 4 mm. słupy przyspawane są do tej płyty obwodowo spoinami pachwinowymi o a = 3 mm. osiem słupów zewnętrznych, w części przyfundamentowej, połączonych jest obwodowo przyspawanym c160 mm, natomiast słup środkowy nr 5 jest „niezespolony” i samodzielnie przenosi obciążenie (rys. 7). fundament żelbetowy przedstawiony na rysunkach 3 i 4 składa się z a) kołowej płyty o średnicy df = 12,10 m i grubości tf = 0,40 m, oraz b) cylindrycznej ściany wsporczej o dw = 5,50 m oraz ts = 0,50 m i wysokości hs =3,06 m. aktualny stan techniczny fundamentu ocenia się jako bardzo dobry. nie stwierdzono żadnych pęknięć ani też zarysowań betonu. badania e ement w zbiornika r bo b ach zbiornika w przygotowanych punktach, po stronie zewnętrznej zbiornika, mierzono grubość blach: dna, płaszcza i pokrycia. pomiary wykonano za pomocą grubościomierza ultradźwiękowego sono m410 produkcji metison polska. zmierzone zakresy grubości blachy w danym punkcie, wartość grubości średniej i szybkość korozji liniowej podano w tablicy i. stwierdzono nieznaczny stopień skorodowania mierzonych blach. maksymalny ubytek grubości blachy dna zbiornika wynosi 3,0 mm (16,7%), blachy górnego pierścienia płaszcza 3,8 mm (23,8%), a blachy pokrycia 0,3 mm (2,5%). oznacza to maksymalną szybkość rocznej korozji blach mierzonych elementów zbiornika, odpowiednio: 0,075; 0,095 i 0,033 mm/rok. dwie pierwsze wartości szybkości korozji są ok. 4÷5 razy większe od stwierdzonej szybkości korozji liniowej w zbiornikach omówionych w [2, 3]. na uwagę zasługuje fakt wzrastającej korozji płaszcza wraz ze wzrostem jego wysokości. średnia szybkość korozji pierścienia dolnego jest 1,61 razy mniejsza od szybkości korozji pierścienia górnego. jest to wynik „korozji na linii cieczy” [2, 4], zgodnie z rysunkiem 8. w tym przypadku powstają ogniwa galwaniczne w warunkach niejednakowego napowietrzania. części płaszcza otoczone kwasem o dużym stężeniu tlenu stanowią katody, a te niższe stykające się z roztworem o mniejszym stężeniu tlenu–anody. 185przegląd spawalnictwa 12/2013 rys. 3. przekrój pionowy w płaszczyźnie a-a ig. 3. vertical projection in the a-a plane rys. 4. rzut przyziemia (1÷4 punkty pom. betonu) ig. 4. horizontal projection tank’s ground floor (1÷4 concrete measurements points) rys. 5. zewnętrzny krawędziowy odcinek rusztu podzbiornikowego ig. 5. outer edge section of the grate under tank para elektrod tworzy ogniwo korozyjne. zniszczeniu korozyjnemu ulegają fragmenty płaszcza, do których silnie korozyjny tlen atmosferyczny rozpuszczony w elektrolicie ma utrudniony dostęp. oznacza to, że korozji ulega płaszcz zbiornika w stanie zanurzenia tuż poniżej poziomu kwasu. tworzy się efektywna powierzchnia katodowa pod spowodowanym napięciem powierzchniowym meniskiem kwasu, przez który tlen ma krótszą drogę dyfuzji do metalicznej katody. 186 przegląd spawalnictwa 12/2013 element nr punktu pomiarowego lokalizacja i wysokość od dna m grubość t, mm szybkość korozji mm/rokpomierzona średnia projektowana i rok budowy 1 2 3 4 5 6 7 dno 1 2 3 4 n (rys. 2 i 4) w s e 16,3÷17,1 16,2÷17,1 14,8÷5,3 16,5÷17,0 16,7 16,6 15,0 16,7 18,0 (1973) 0,033 0,035 0,075 0,033 płaszcz 1 – i pierścień 2 – i dolny 3 – ii pierścień 4 – ii pierścień 5 – iii pierścień 6 – iii pierścień 7 – iv pierścień 8 – iv górny 0,5 2,0 2,5 4,0 5,0 6,5 7,5 8,5 13,7÷14,0 13,5÷13,7 13,2÷13,5 13,1÷13,4 12,4÷13,2 12,7÷13,0 12,3÷12,6 11,7÷12,6 13,8 13,6 13,3 13,3 12,8 12,8 12,4 12,2 16,0 (1973) 0,055 0,060 0,068 0,068 0,080 0,080 0,090 0,095 pokrycie 1 2 3 4 n (rys. 2 i 4) w s e 11,6÷11,8 11,8÷12,1 11,7÷11,9 11,7÷11,9 11,7 11,9 11,8 11,8 12,0 (2004) 0,033 0,011 0,022 0,022 tab ica i. pomierzone grubości blach zbiornika i ich korozja tab e i. measured sheet metal thickness and corrosion of the tank rys. 6. konstrukcja środkowej części rusztu podzbiornikowego ig. 6. structure median section of the grate under tank rys. 7. stopa podporowa słupa środkowego nr 5 (por. rys. 2 i 3) ig. 7. base of foundation middle pillar’s no. 5 (see fig. 2 i 3) r bo rodnik w sł p w podpierających dno zbiornika konstrukcję 9 słupów podporowych centralnej strefy dna zbiornika (por. rys. 3, 4 i 6) omówiono w pkt. 2. słupy te wykonano z dwóch ceowników 160 tworzących przekrój zamknięty, przez zespawanie ich półek przerywanymi spoinami czołowymi. w celu oceny stopnia skorodowania ich powierzchni od środka, pomierzono grubość środników wszystkich ceowników usytuowanych od strony północnej, tj. od strony osi słupów 1-4-7 wg rys. 4, a wyniki tych pomiarów zamieszczono w tablicy ii. zmierzone zakresy grubości środników ceowników słupów podano w kol. 2. stwierdzono znaczne zróżnicowanie grubości w stosunku do grubości normatywnej t = 7,5 mm (kol. 4). odchyłki te wynoszą dla 8 słupów od +0,4 do -0,7 mm, a jedynie dla słupa nr 7 odchyłka ta wynosi –1,0 mm. procentowe wartości tych odchyłek wynoszą dla 8 słupów od +5,3 do –9,3%, a dla słupa nr 7 –13,3%. dla tego słupa odchyłka grubości przekracza wartość tolerancji walcowniczej +/–10%. nie występuje korozja powierzchni wewnętrznej słupów podporowych środkowej strefy zbiornika. sk erometryczne pomiary wytrzymało ci beton f ndament sklerometryczne pomiary wytrzymałości żelbetowych fundamentów zbiornika, tj. cylindrycznej ściany o dw = 5,50 m, grubości ts = 0,50 m i wysokości hs = 3,06 m oraz kołowej płyty poziomej o średnicy df = 12,10 m, wykonano za pomocą młotka schmidta – hammera typu n, produkcji szwajcarskiej firmy swiss pat. pomiary przeprowadzono w czterech punktach usytuowanych zgodnie z rysunkiem 4. 187przegląd spawalnictwa 12/2013 tab ica ii. grubość środników słupów podporowych tab e ii. thickness of webs pillars supporting nr słupa (rys. 4) zakres grubości mm grubość średnia, mm odchyłka nr słupa (rys. 4) zakres grubości mm grubość średnia, mm odchyłka od 7,5 mm % od 7,5 mm % 1 2 3 4 5 1 2 3 4 5 1 2 3 4 5 6,7÷6,8 7,6÷7,9 7,3÷7,4 7,8÷7,9 7,3÷7,4 6,8 7,7 7,3 7,8 7,3 – 0,7 0,2 – 0,2 0,3 – 0,2 9,3 2,7 2,7 4,0 2,7 6 7 8 9 6,8÷7,0 6,4÷6,6 7,8÷8,0 7,7÷8,0 6,9 6,5 7,9 7,8 –0,6 –1,0 0,4 0,3 8,0 13,3 5,3 4,0 tab ica iii. pomierzone ƒc betonu fundamentów tab e iii. measured compression strength of foundations concrete zakres pomierzonych 20 wartości li w poszczególnych punktach podano w tablicy iii. wartości obliczonej wytrzymałości na ściskanie betonu ƒcm w poszczególnych punktach pomiarowych, według komputerowej obróbki statycznej pomiarów zgodnie z instrukcją itb nr 194/98, zawarto w kolumnach 7 i 8 tablicy iii. przyjmując minimalną wartość wytrzymałości średniej betonu na ściskanie w jednoosiowym stanie naprężenia ƒcm z kol. 7, klasę betonu oszacowano wg pn-b03264 [5] po określeniu: – wytrzymałości charakterystycznej betonu na ściskanie ƒck = ƒcm – 8 = 20 – 8 = 12 mpa, – wytrzymałości obliczeniowej betonu na ściskanie ƒctd = ƒck / γc = 12/1,5 = 8,0 mpa, – wytrzymałości obliczeniowej na rozciąganie ƒctd = 0,73 mpa. tak oszacowana klasa betonu to b15. imperfekcje konstr kcyjne i eksp oatacyjne sł pa nr 5 oraz jego restyt cja w trakcie przeglądu technicznego grupy 9 słupów podpierających środkową część dna zbiornika stwierdzono poniższe błędy projektowe i wykonawcze oraz usterki eksploatacyjne w konstrukcji stopy podstawy słupa środkowego nr 5 (por. rys. 4 i 7): a) brak spoiny pachwinowej o długości 160 mm łączącej środnik ceownika od strony południowej z poziomą blachą podstawy o grubości t = 4,0 mm, b) podlewka założona tylko po krawędziach blachy podstawy i stąd jej nieckowe wygięcie nad podlewką krawędziową o 2÷3 mm, c) całkowity brak pakietów podkładek stalowych pod stopą. imperfekcje te świadczą, że podporę wykonano niezgodnie z normatywnymi wymaganiami technicznymi i warunkami wykonania [6, 7]. według autorów, głównym jednak czynnikiem zaistniałych odkształceń blachy podstawy jest jej niewystarczająca grubość t = 4,0 mm. potwierdzeniem tego wniosku są wyniki obliczeń wytrzymałościowych. naprężenia w trzonie słupa od ściskania z wyboczeniem бs = 58 mpa, w spoinach pachwinowych τ = 139 mpa, a w blasze podstawy бb = 797 mpa, której obliczone ugięcie krawędzi s = 3,5 mm. oznacza to, że jedynie w blasze podstawy obliczone naprężenia przekraczają wytrzymałość dopuszczalną ƒd = 195 mpa aż 4,1 raza. autorzy ekspertyzy zaprojektowali restytucję podpory słupa nr 5 przez założenie dwustronnych, krzyżowo usytuowanych ceowników 160 (rys. 9). nowo założone ceowniki łączą słup środkowy 5 ze słupami 2÷8 oraz 5÷6. są one spawane spoinami pachwinowymi z wszystkimi stykającymi się elementami słupów i ich blachami stopowymi oraz ceownikami obwodowymi. rys. 8. korozja wywołana powstaniem ogniwa niejednakowego napowietrzenia ig. 8. corrosion caused by the creation of unifom aeration cells punkt pomiaru lokalizacja (rys. 4) zakres pomiaru li pomiar średni l odchyłka standard. współczynnik zmienności % wytrzymałość na ściskanie, ƒcm, mpa średnie min 1 2 3 4 5 6 7 8 1 2 3 4 parapet okna ściana (wejście) posadzka posadzka 36-39 37-40 44-50 38-43 37,6 38,3 46,5 41,2 0,68 0,73 1,47 1,47 1,8 1,9 3,2 3,6 20,0 21,0 34,7 25,5 15,6 16,2 23,3 15,1 188 przegląd spawalnictwa 12/2013 rys. 9. konstrukcja wzmacniająca centralne słupy wsporcze ig. 9. strengthening structure of central pillars supporting b iczenia e ement w obiekt metodą s obliczenia statyczno-wytrzymałościowe elementów nośnych obiektu zbiornika na kwas siarkowy (ρc = 18,5 kn/m 3), metodą elementów skończonych przeprowadzono komputerowo, wykorzystując program rm-win 3d. obliczone procentowe maksymalne wykorzystanie nośności zasadniczych elementów konstrukcyjnych wynosi: – nośność płaszcza zbiornika obligowana nośnością czołowej spoiny pionowej –39,4%, – blacha dna zbiornika tmin = 18 mm ze stali st2s – 66,0%, – dwuteowe belki poziome pn300 rusztu nośnego ze stali st37.12 (rys. 2) – 53,6%, – trzon słupa podporowego z 2cpn160 ze stali st3s – 29,8%, – żelbetowy fundament cylindryczny z betonu b15 – 22,6%. pods mowanie przeprowadzone badania nieniszczące obiektu zbiornika pozwoliły oszacować aktualny stan techniczny konstrukcji stalowej i żelbetowej. stwierdzone imperfekcje stopy słupa podporowego nr 5 wymagały jej wzmocnienia w sposób przedstawiony w referacie. aktualny stan techniczny konstrukcji jest zadowalający, maksymalne wykorzystanie nośności w konstrukcji stalowej wynosi ok. 70%, a w konstrukcji żelbetowej jedynie 25%. szybkość korozji blach płaszcza zbiornika na kwas siarkowy jest ok. 4÷5 razy większa od korozji stwierdzonej w zbiornikach na wodę i paliwa płynne, a korozji blach dna około dwukrotnie większa. jednocześnie szybkość korozji pierścieni górnych płaszcza zbiornika jest o 50% większa od szybkości korozji pierścieni dolnych. świadczy to o zwiększonej korozji wżerowej na linii kwasowej (granica faz kwas – powietrze) w wyniku stężonego ogniwa tlenowego. w wypadku projektowania zbiorników o podobnych warunkach eksploatacyjnych, celowe wydaje się przyjmowanie zwiększonej o 30÷40% grubości blach pierścienia na poziomie lustra kwasu w porównaniu z grubością blach pierścieni pozostałych. jedynie badania konstrukcji in situ z całym zakresem uwarunkowań wykonawczych i eksploatacyjnych pozwalają dokładnie ocenić jej aktualny stan techniczny. literat ra [1] pn-en 1990:2004 eurokod podstawy projektowania konstrukcji. [2] wichtowski b.: uszkodzenia korozyjne zbiornika wieżowego na wodę; „ochrona przed korozją” nr 5/1997. [3] wichtowski b., ziółko j.: trwałość eksploatacyjna podziemnych zbiorników stalowo-żelbetowych na paliwa płynne; „konstrukcje stalowe” nr 13/1996. [4] wranglen g.: podstawy korozji i ochrony metali; wnt warszawa, 1985. [5] pn-b-03264:1999 konstrukcje betonowe, żelbetowe i sprężone – obliczenia statyczne. [6] pn-b-03215:1998 konstrukcje stalowe – połączenia z fundamentami – projektowanie i wykonanie. [7] pn-b-06200:2002 konstrukcje stalowe budowlane – warunki wykonania i odbioru. 201405_pspaw_5584.pdf 54 przegląd spawalnictwa 5/2014 anna pocica michał najwer obróbka cieplna zgrzewanych wybuchowo bimetali ze stali austenitycznych the heat treatment process of the bimetallic joint  made by explosive cladding method dr inż. anna pocica, inż. michał najwer – politechnika opolska. autor korespondencyjny/corresponding author: a.pocica@po.opole.pl streszczenie przedstawiono wyniki badań bimetalu ze stali austenitycznych asme sb-625asme sa-240 316ti uzyskanego przez zgrzewanie wybuchowe. bimetal poddano wyżarzaniu w temperaturze 610°c przez 90 min i w temperaturze 910°c przez 30 min. dla otrzymanych złączy wykonano badania właściwości mechanicznych, obejmujące próby ścinania, zginania, określenie wytrzymałości na rozciąganie, badanie udarności, badania struktury oraz pomiary mikrotwardości. na podstawie tych badań oceniono jakość uzyskanego połączenia, a także określono wpływ obróbki cieplnej na strukturę i właściwości złącza. stwierdzono, że w wyniku zgrzewania następuje umocnienie w strefie złącza, a zastosowana obróbka cieplna nie spowodowała spadku twardości w strefie połączenia, w związku z czym przeprowadzenie tego typu zabiegów wydaje się niecelowe. słowa kluczowe: złącza różnorodne, zgrzewanie wybuchowe abstract presented results of test of the bimetallic joint: austenitic stainless steel asmesb-625+austenitic stainless steel asmesa-240 316ti, produced by explosive cladding method. manufactured joint was stress relief annealed at 610°c with holding time of 90 min as well as normalized at 910°c with holding time of 30 min. joints were tested in aim to check its mechanical properties, including: shear test, bend test, tensile test, impact tests, microstructure and micro-hardness measurements. basis on performed tests, evaluated quality of manufactured joint as well as determined influence of heat treatment for its structure and properties. concluded that due to the influence of explosive cladding, follow hardening of bond zone. the heat treatment does not reduce hardness of the bond zone, therefore process of heat treatment is needless for that joint. keywords: dissimilar joints, explosive welding wstęp proces zgrzewania wybuchowego, związany z wytwarzaniem dużej ilości energii, powoduje znaczne odkształcenie łączonych materiałów i ich umocnienie w wyniku zgniotu, szczególnie w obszarze złącza. umocnienie to powoduje wzrost właściwości wytrzymałościowych i spadek właściwości plastycznych plateru. wzrastają także naprężenia i twardość w strefie złącza. negatywne efekty procesu zgrzewania można usunąć, stosując zabiegi obróbki cieplnej, głównie wyżarzanie odprężające, rekrystalizujące i normalizujące. w przypadku bimetali, w których przynajmniej jeden z łączonych elementów jest wykonany ze stali austenitycznej, parametry obróbki cieplnej muszą być tak dobrane, aby ograniczyć ryzyko wystąpienia w materiale korozji międzykrystalicznej. podczas obróbki w temperaturze ok. 500°c zachodzi wydzielanie węglików chromu w postaci siatki na granicach ziaren. w tej temperaturze szybkość dyfuzji chromu jest znacznie mniejsza niż szybkość dyfuzji węgla, wskutek czego węgiel 55przegląd spawalnictwa 5/2014 dyfunduje z całego obszaru ziarna, a chrom jedynie z obszarów przygranicznych. lokalne zmniejszenie stężenia chromu powoduje gwałtowny wzrost potencjału fladego w tych obszarach i jego uwrażliwienie na działanie korozji elektrochemicznej przebiegającej wzdłuż granic ziaren [4]. wytrzymanie stali przez dłuższy czas w temperaturze powyżej 600°c powoduje z kolei wydzielanie w stalach fazy σ. faza ta, składająca się w 58% z cr, powoduje zdecydowany wzrost twardości i kruchości stali, a także obniża jej odporność na korozję. zastosowanie wyższej temperatury obróbki (ok. 650°c), w której wzrasta szybkość dyfuzji chromu, zapobiega powstawaniu węglików, a tym samym przeciwdziała korozji międzykrystalicznej. podobnie wpływa wydłużenie czasu wygrzewania stali, nawet w temperaturze zbliżonej do 500°c [4]. badania własne badaniom poddano plater ze stali asme sb-625 oraz asme sa-240 316t, których skład chemiczny i właściwości mechaniczne przedstawiono w tablicach i i ii. z plateru wycięto trzy płyty próbne, które oznaczono: p385/a, p385/b oraz p385/c. próbki p385/a nie poddano obróbce cieplnej, próbka p385/b została poddana wyżarzaniu odprężającemu, a dla próbki p385/c zastosowano obróbkę o parametrach wyżarzania normalizującego. dla próbki p385/a przeprowadzono badania właściwości mechanicznych oraz struktury pozwalające określić spełnienie wymagań normy przez plater. tablica i. zawartość pierwiastków w stali asme sb-625 i asme sa-240316ti wg pn-en 10088-1:1998 i pn-en 10088-1:1998; % wag. [1÷4] table i. chemical composition of asme sb-625 and asme sa-240316ti acc. to pn-en 10088-1:1998 and pn-en 10088-1:1998, wt% [1÷4] tablica ii. minimalne właściwości mechaniczne stali asme sb-625 i asme sa-240316ti [2, 3] table ii. minimum mechanical properties of asme sb-625 and asme sa-240316ti steels [2, 3] stal c cu mo cr ni n mn si asme sb-625 0,006 1,26 6,38 26,83 31,65 0,19 – – zawartość wg pn-en 10088-1:1998 < 0,035 0,5÷4,0 5÷7 20÷26 18÷26 0,1÷0,3 – – asme sa-240316ti 0,024 – 2,18 17,11 10,74 – 1,8 0,51 zawartość wg pn-en 10088-1:1998 < 0,08 – 2,0÷2,5 16,5 ÷18,5 10,5 ÷13,5 – < 2 < 1 stal rp 0,2 mpa rm mpa a % twardość hv0,1 asme sb-625 276 650 40 272 asme sa-240316ti 200 500 ÷700 40 248 w próbie rozciągania gotowego plateru stosuje się dwa rodzaje próbek: z warstwą platerującą i z usuniętą warstwą platerującą. wytrzymałość na rozciąganie po usunięciu materiału nakładanego z plateru powinna być zbliżona do wytrzymałości materiału podstawowego. minimalną wytrzymałość na rozciąganie, którą musi mieć badana próbka, można określić z zależności [7]: gdzie: rmt – wytrzymałość na rozciąganie materiału nakładanego, rmm – wytrzymałość na rozciąganie materiału podstawowego, ht – grubość materiału nakładanego, hm – grubość materiału podstawowego. oprócz opisanych badań wytrzymałościowych, dla plateru wykonuje się również próby ścinania i zginania, a dodatkowo często wykonywana jest również próba udarności. w przypadku próby ścinania norma astm a-264-61t określa, że wytrzymałość na ścinanie powinna wynosić ok. 137 mpa. w próbie zginania platerów obserwuje się czasem pojawienie rozwarstwień. wystąpienie rozwarstwień w strefie połączenia dyskwalifikuje plater. próba udarności jest wykonana tylko na materiale podstawowym, po uprzednim sfrezowaniu materiału nakładanego, najczęściej na próbkach standardowych, lecz norma dopuszcza badanie na próbkach połówkowych i takie próbki zastosowano do badań. blacha, prawidłowo wykonana metodą zgrzewania wybuchowego, właściwościami mechanicznymi powinna odpowiadać materiałowi podstawowemu, a odpornością na korozję materiałowi nakładanemu [1, 5]. obróbka cieplna platerów celem obróbki cieplnej było określenie zmian zachodzących w materiale w wyniku oddziaływania temperatury. ma to szczególne znaczenie dla układów pracujących w podwyższonej temperaturze. próbki nagrzewano w piecu komorowym fcf-v120hc firmy czylok, po czym chłodzono je w powietrzu. parametry obróbki przedstawiono w tablicy iii. rm = rmtht + rmmhm ht + hm 56 przegląd spawalnictwa 5/2014 próbka nagrzewanie wygrzewanie chłodzenie temp. początkowa 0c prędkość 0c/h temp. 0c czas min prędkość 0c/h temp. 0c od temperatury 4000c chłodzone w powietrzu p385b 300 100 610 90 100 400 p385c 400 100 910 30 chłodzenie w powietrzu zaproponowane zakresy temperatury odpowiadają procesom odprężania stali, a także wyżarzania normalizującego. badania właściwości mechanicznych do prób rozciągania, ścinania oraz zginania wykorzystana została maszyna wytrzymałościowa z napędem hydraulicznym i zmodyfikowanym torem pomiaru siły (zapisem cyfrowym przebiegu). badania udarności zostały wykonane na młocie charpy’ego. dla każdej płyty próbnej zostały wykonane trzy próbki charpy v. wyniki badań przedstawiono w tablicy iv. tablica iii. parametry obróbki cieplnej table iii. heat treatment parameters próbka rs mpa praca łamania j kąt zginania r02 mpa rm mpa a % p385a 684 56,2 1800 573 692 32,5 p385b 703 33,6 1800 435 620 40 p385c 755 12,8 200 416 616 34,7 badania struktury poddanej obróbce cieplnej badania struktury przeprowadzono dla materiałów wyjściowych, a także dla platerów przed obróbką i po obróbce cieplnej. próbki do badań szlifowano, polerowano, a następne trawiono elektrolitycznie. obserwacji struktury dokonano na mikroskopie optycznym olympus ix70, stosując powiększenia od 50x do 500x. zaobserwowane mikrostruktury przedstawiono na rysunkach 1÷4. tablica iv. wyniki badań właściwości mechanicznych platerów table iv. results of mechanical properties of platters testing rys. 2. struktura złącza przed obróbką cieplną. pow. 50x fig. 2. structure of joint before heat treatment. magn. 50x rys. 3. mikrostruktura plateru po wyżarzaniu odprężającym: a) widok ogólny, pow. 50x; b) warstwa przetopiona, pow. 200x, c) pasma ścinania, pow. 200x, d) struktura fali, pow. 500x fig. 3. microstructure of platter after stress relief annealing: a) general view, magn. 50x; b) remelted layer, magn. 200x; c) ferrite banding, magn. 200x, d) wave, magn. 500x rys. 1. mikrostruktura materiału nakładanego asme sb-625 (a) i podstawowego asme sa-240316ti (b). pow. 200x fig. 1. microstructure of cladded metal asme sb-625 and base metal asme sa-240316ti (b). magn. 200x a) b) b) c) a) d) 57przegląd spawalnictwa 5/2014 rys. 4. struktura po wyżarzaniu normalizującym: a) złącze, b) fala, c) materiał nakładany fig. 4. structure after normalizing: a) joint, b) wave, c) cladded metal badania mikrotwardości przed obróbką cieplną i po obróbce badania mikrotwardości przeprowadzono na twardościomierzu leco mht series 200 wzdłuż linii prostopadłych do linii złącza. dla każdej próbki pomiary prowadzono w trzech liniach. pomiar wykonano przy powiększeniu 50x, obciążenie pomiarowe wynosiło 100 g. pierwszy odcisk został wykonany w odległości 0,02 mm od linii złącza, kolejne 8 co 0,06 mm, a następne co 0,5 mm. wyniki pomiarów twardości w skali vickersa przedstawiono na rysunku 5. rys. 5. wykres zmian mikrotwardości dla badanych próbek fig. 5. microhardness distribution for tested samples analiza wyników badań w wyniku procesu zgrzewania wybuchowego uzyskano złącze stali austenitycznych asme sb-625 oraz asme sa-240 316ti o charakterystycznej budowie falistej. proces zgrzewania spowodował umocnienie obu materiałów w strefie złącza. w materiale podstawowym asme sa-240 316ti twardość w strefie złącza wzrosła o 120 hv, natomiast w materiale nakładanym asme sb-625 o ok. 100 hv. w przypadku płyty podstawowej bardzo wysoką twardość obserwuje się jeszcze w odległości 0,3 mm od linii złącza. natomiast w płycie nakładanej występuje wzrost twardości w odległości 0,2 mm do 0,4 mm od linii złącza (rys. 5). umocnienie to jest spowodowane odkształceniem wywołanym procesem zgrzewania. na wzrost umocnienia może również wpływać występowanie w zawinięciu fali strefy przetopionej o znacznej twardości. zaproponowana dla plateru obróbka cieplna polegająca na nagrzaniu stali do temperatury 610°c i wytrzymaniu w tej temperaturze przez 90 min powoduje wzrost umocnienia, który jest szczególnie znaczący dla materiału nakładanego, dla którego twardość w strefie złącza wynosi 500 hv. jednocześnie maleją właściwości wytrzymałościowe plateru, a także udarność materiału podstawowego, mierzona zgodnie z pn-en 13445 (tabl. iv). efekty umocnienia związane z odkształceniem plastycznym widoczne są również w strukturze bimetalu. w linii złącza obserwuje się występowanie pasm ścinania, a także linie poślizgu wewnątrz ziaren (rys. 3a). znaczący wzrost umocnienia po odprężaniu może być również spowodowany pojawieniem się w strukturze kruchej i bardzo twardej wysokochromowej fazy σ. nagrzanie stali do temperatury 910°c powoduje spadek twardości w pobliżu linii złącza. twardość ta wynosi 415 hv i jest zdecydowanie niższa niż twardość plateru po odprężaniu, a także niższa niż plateru w stanie wyjściowym. nie obserwuje się znaczących zmian właściwości wytrzymałościowych w porównaniu z właściwościami plateru po odprężeniu (tabl. iv), chociaż zdecydowanie spada udarność. może to być spowodowane tym, że w trakcie przygotowywania próbek do badań nie do końca usunięto materiał nakładany, pozostawiając strefę umocnioną. w związku z tym należałoby ponownie przeprowadzić badania udarności próbek, gdyż spadek twardości złącza sugeruje, że udarność powinna być wyższa. w strukturze złącza po obróbce cieplnej obserwuje się warstwy przetopione, wpływające na jego właściwości. obróbka cieplna spowodowała zanik pasm ścinania, natomiast w obrębie ziaren pozostały pasma poślizgu (rys. 4c). w zawinięciu fali obserwuje się skoagulowane wydzielenia, prawdopodobnie węglików chromu (rys. 4b), co może być przyczyną zmniejszenia umocnienia plateru. a) b) c) 58 przegląd spawalnictwa 5/2014 wnioski na podstawie przeprowadzonych badań sformułowano następujące wnioski: – wyżarzanie odprężające bimetalu asme sb625 oraz asme sa-240 316ti powoduje wzrost umocnienia plateru, który prawdopodobnie jest związany z wydzielaniem w obszarze złącza wysokochromowej fazy σ. – złącze po wyżarzaniu normalizującym ma zdecydowanie mniejszą twardość niż złącze przed obróbką cieplną, jednak wyniki badań udarności wskazują na konieczność dalszych badań celem weryfikacji i wyjaśnienia zjawisk zachodzących w platerach w wyniku obróbki cieplnej. – zastosowanie wyżarzania odprężającego o przyjętych parametrach dla badanych platerów jest niecelowe. – należy rozważyć możliwość normalizacji złącza z szybkim przekroczeniem zakresu temperatur, w których wydziela się faza σ. literatura [1] blicharski m.: inżynieria materiałowa: stal. wydawnictwa naukowo-techniczne. warszawa 2009. [2] certyfikat nr 310042784-1 z dnia 03.05.2012 [3] certyfikat nr 94394 z dnia 20.09.2011 [4] dobrzański l.: zasady doboru materiałów inżynierskich z kartami charakterystyk. wydawnictwo politechniki śląskiej, gliwice 2001. [5] dyja h., maranda a., trąbiński r.: zastosowanie technologii wybuchowych w inżynierii materiałowej. politechnika częstochowska – wydawnictwo. częstochowa 2001. [6] pocica a., bański r., waindok p., szulc z., gałka a.: wpływ czasu obróbki cieplnej na właściwości bimetalu tytan-stal, xvi międzynarodowa konferencja ,,spawanie w energetyce”. opole-jarnołtówek 23-25 kwietnia 2008, opole 2008. [7] walczak w.: zgrzewanie wybuchowe metali i jego zastosowanie. wydawnictwa naukowo-techniczne. warszawa 1989. przegląd spawalnictwa welding technology review open access library przegląd spawalnictwa uruchomił możliwość wolnego dostępu do pełnych treści artykułów w ramach open access library. artykuły w języku angielskim w formacie pdf zamieszczane są na tronie internetowej redakcji: www.pspaw.ps.pl. autorów zainteresowanych publikacją w open access library prosimy o przesyłanie artykułów w języku polskim i angielskim. w miesięczniku nastąpi publikacja w języku polskim, a tekst w języku angielskim zostanie zamieszczony na stronie internetowej. 201411_pspaw.pdf 17przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 certyfikacja personelu   badań nieniszczących pn-en iso 9712 oraz pn-en iso/iec  17024 w języku polskim certification of ndt personnel pn-en iso 9712 and pn-en iso/iec 17024 standards in polish marta wojas mgr inż. marta wojas – urząd dozoru technicznego. autor korespondencyjny/corresponding author: marta.wojas@udt.gov.pl wstęp w 2012 r. zostały opublikowane dwie nowe normy dotyczące certyfikacji personelu badań nieniszczących, które na przestrzeni lat ulegały kolejnym zmianom i nowelizacjom. są to: pn-en iso 9712:2012 oraz pn-en iso/iec 17024:2012. pn-en iso 9712:2012 powstała w wyniku kolejnych wdrożeń: – normy międzynarodowej iso 9712:2012 [1]; – en iso 9712:2012 [2]. tekst en iso 9712:2012, bez żadnych modyfikacji jest identyczny z iso 9712:2012, co zostało zatwierdzone przez cen. zastąpiła ona en 473:2008 i jest również zharmonizowana z dyrektywą 97/23/we, tzw. dyrektywą ciśnieniową; – pn-en iso 9712:2012 [3], która została wdrożona do normalizacji krajowej w październiku 2012 r. w języku angielskim, – pn-en iso 9712:2012p [4] wdrożonej od 28 lipca 2014 r. w języku polskim. nowa norma zastępuje pn-en 473:2008. należy zwrócić uwagę, że certyfikaty wydane zgodnie z pn-en 473:2008 pozostają ważne do terminu określonego w certyfikacie, natomiast ich odnowienie/ /recertyfikacja będą przebiegać już w trybie pn-en iso 9712:2012p. streszczenie artykuł dotyczy certyfikacji personelu badań nieniszczących w kontekście wdrożenia do normalizacji krajowej pn-en iso 9712 oraz pn-en iso/iec 17024 w języku polskim. omówiono w nim wymagania dotyczące zasad kwalifikacji i certyfikacji personelu ndt zgodnie z pn-en iso 9712:2012. uwzględniono również wymagania pnen iso/iec 17024:2012 w odniesieniu do jednostek certyfikujących osoby. wskazano na najistotniejsze zmiany w procesie certyfikacji, które zostały wprowadzone w stosunku poprzednich wydań ww. norm. słowa kluczowe: certyfikacja, personel badań nieniszczących, jednostka certyfikująca abstract the paper concerns the certification of ndt personnel in the context of the implementation of the national standardization of pn-en iso 9712 and en iso/iec 17024 in the polish language. the paper discusses the requirements for eligibility rules and certification of ndt personnel based on pn-en iso 9712: 2012. also included are the pn-en iso/iec 17024: 2012 requirements for personnel certification bodies. indicated on the most important changes in the certification process, which has been introduced in respect of the previous editions of the above standards. keywords: certification, non-destructive personnel, certification body 18 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 pn-en iso/iec 17024:2012p [5] jest tłumaczeniem angielskiej wersji en iso/iec 17024:2012, stanowiącej wdrożenie – bez żadnych modyfikacji – normy międzynarodowej iso/iec 17024:2012 conformity assessment – general requirements for bodies operating certification of persons. została ona wdrożona do normalizacji krajowej w październiku 2012 r. w języku angielskim, a w czerwcu 2014 r. – w języku polskim. pn-en iso 9712:2012 pn-en iso 9712 określa wymagania dotyczące zasad kwalifikacji i certyfikacji personelu, który wykonuje przemysłowe badania nieniszczące (ndt), oraz systemu oceny zgodności przez stronę trzecią, jaką jest jednostka oceniająca zgodność (certyfikująca), powołując wymagania pn-en iso/iec 17024 w tym zakresie. oznacza to, że jednostka certyfikująca zarządza procedurami certyfikacji, zgodnie z wymaganiami określonymi w pn-en iso 9712. system certyfikacji nadzorowany i zarządzany przez jednostkę certyfikującą obejmuje wszystkie niezbędne procedury, aby wykazać kwalifikacje osoby do wykonywania zadań w określonej metodzie ndt oraz sektorze wyrobu czy sektorze przemysłowym, prowadzące do uzyskania certyfikatu oraz jego utrzymania, odnowienia i recertyfikacji. w en iso 9712 zawarto odpowiedzialność i wymagania dla wszystkich stron zainteresowanych certyfikacją, tj. dla jednostki certyfikującej, kandydata, osoby certyfikowanej oraz pracodawcy. odpowiedzialność i wymagania dla jednostki certyfikującej pn-en iso 9712 wymaga, aby jednostka certyfikująca spełniała wymagania pn-en iso/iec 17024 oraz pn-en iso 9712 w zakresie certyfikacji personelu badań nieniszczących. jednostka certyfikująca jest zobowiązana opublikować tzw. sylabusy, które określają zakres wymaganej wiedzy dla określonych metod, stopni kwalifikacji i sektorów zastosowań, które mogą stanowić podstawę do opracowania programów kursów szkoleniowych, obejmujących treści uznanych dokumentów, np. iso/tr 25107 [6] lub równoważnych. są one jednocześnie dla zainteresowanych informacją o tematyce egzaminacyjnej. należy zwrócić uwagę, że kursy szkoleniowe powinny spełniać opublikowane wymagania tematyczne oraz dodatkowo pod względem liczby godzin szkolenia – wymagania jednostki certyfikującej, która zatwierdza takie kursy. liczba godzin szkolenia nie powinna być mniejsza niż określona w pn-en iso 9712. jc zatwierdza ośrodki egzaminacyjne odpowiednio wyposażone w urządzenia i personel, które okresowo nadzoruje. jc zobowiązana jest utrzymywać zapisy, które przechowuje przez co najmniej jeden cykl certyfikacji (10 lat). jc jest odpowiedzialna za wydawanie wszystkich certyfikatów. jc określa również sektory wg załącznika a normy, który jest załącznikiem normatywnym i zawiera wykaz możliwych do przyjęcia sektorów zastosowań: wyrobów i przemysłowych, które mogą być połączone w dowolny sposób. ponadto możliwe jest ustanowienie sektorów dodatkowych, jeśli występują takie potrzeby. do sektorów wyrobów należą: – (1) odlewy (c) – z materiałów żelaznych i nieżelaznych, – (2) odkuwki (f) – wszystkie typy materiałów żelaznych i nieżelaznych, – (3) złącza spawane (w) – wszystkie rodzaje oraz złącza lutowane z materiałów żelaznych i nieżelaznych, – (4) rury różnych średnic (t) – bez szwu, spawane, włączając w to wyroby płaskie do produkcji rur spawanych z materiałów żelaznych i nieżelaznych, – (5) wyroby przerabiane plastycznie (wp) – z wyjątkiem odkuwek (np. płyt, wałków, prętów), – (6) materiały kompozytowe (p). do sektorów przemysłowych norma zalicza sektory składające się z kilku sektorów wyrobu, obejmujące wszystkie lub wybrane wyroby albo materiały (np.: materiały żelazne i nieżelazne lub niemetaliczne, takie jak ceramika, tworzywa sztuczne): – (7) wytwarzanie – sektor przemysłowy, który może obejmować jeden lub wszystkie sektory wyrobu; – (8) badania przedi eksploatacyjne, w tym wytwarzanie – sektor przemysłowy, który obejmuje badania przedi eksploatacyjne konstrukcji i instalacji złożonych z wyrobów jw. oraz ich wytwarzania. sektor ten zastępuje stosowany dotychczas przez niektóre jednostki tzw. multisektor przemysłowy (6, 7) obejmujący sektor przemysłowy (6) wytwarzanie, złożony z jednego lub więcej sektorów wyrobu (c, f, t, w i wp) oraz sektor przemysłowy (7) przedi eksploatacyjne badania wyposażenia, instalacji i konstrukcji (obejmujący c, f, w, t, wp i inne sektory wyrobu zidentyfikowane przez jc); – (9) utrzymanie ruchu kolei; – (10) lotnictwo. osoba certyfikowana w wybranym sektorze przemysłowym jest niejako automatycznie certyfikowana w oddzielnych sektorach wyrobów, z których utworzony jest sektor przemysłowy. sektor certyfikacji może dotyczyć wszystkich trzech stopni, we wszystkich metodach ndt lub może być ograniczony do poszczególnych metod lub stopni. zakres certyfikacji jest określany przez jc w certyfikacie. w przypadku materiałów kompozytowych wymagania dotyczące egzaminu kwalifikacyjnego określa jc. egzaminy odbywają się na odpowiedzialność jednostki certyfikującej, która zapewnia poufność pytań i próbek egzaminacyjnych oraz wyników egzaminów. wszyscy kandydaci i osoby certyfikowane zobowiązane zostają przez jc do podpisania zobowiązania do przestrzegania kodeksu etycznego, który jest opublikowany przez daną jednostkę. 19przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 odpowiedzialność i wymagania dla pracodawcy pracodawca powinien przedstawić kandydata jednostce certyfikującej oraz udokumentować ważność przedłożonych danych osobowych. dane powinny zawierać informacje o wykształceniu, szkoleniu i praktyce przemysłowej oraz zdolności widzenia. jeżeli kandydat jest bezrobotny lub prowadzi własną działalność, informacje o wykształceniu, szkoleniach i praktyce powinny być potwierdzone przez co najmniej jedną niezależną stronę, akceptowalną przez jednostkę certyfikującą. pracodawca oraz osoby zatrudnione przez niego nie mogą bezpośrednio uczestniczyć w egzaminie kwalifikacyjnym, tzn. np. nie mogą być ich egzaminatorami. pracodawca odpowiada za personel certyfikowany, a w szczególności za: – wydawanie pisemnych upoważnień (na certyfikacie i/lub legitymacji, może być przewidziane miejsce na podpis oraz pieczęć pracodawcy). w ten sposób pracodawca wykazuje, że bierze odpowiedzialność za wyniki badań. jednakże należy zwrócić uwagę, że taki podpis oznacza, iż osoba certyfikowana może wykonywać wszystkie działania możliwe dla stopnia i sektora, co jednocześnie oznacza, że osoba certyfikowana powinna wykonywać wszystkie te czynności. jeśli ogranicza się tylko np. do oceny radiogramów, mając certyfikat rt2, to odnowienie może dotyczyć wyłącznie rt2i. w pkt. 6 normy określone zostały możliwe czynności w zakresie kompetencji określonych w certyfikacie, do których może zostać upoważniona przez pracodawcę osoba certyfikowana na dany stopień: – zapewnienie szkoleń stanowiskowych, – działalność w zakresie ndt i kontrola wyników badań, – zapewnienie corocznej kontroli ostrości wzroku, – sprawdzanie zachowania ciągłości w stosowaniu metod ndt bez istotnej przerwy, – zapewnienie, że personel posiada ważny certyfikat w zakresie swoich zadań w ramach organizacji, – zachowanie odpowiednich zapisów. najlepiej, jeśli odpowiedzialność pracodawcy określa odpowiednia procedura. osoba prowadząca własną działalność gospodarczą, czyli będąca pracodawcą sama dla siebie, ponosi odpowiedzialność za swą działalność w całości. odpowiedzialność i wymagania dla kandydata kandydat w procesie certyfikacji musi spełnić co najmniej cztery zasadnicze warunki wstępne na własną odpowiedzialność. poświadczenie ich spełnienia powinien przedstawić pracodawcy, który potwierdza ich spełnienie, przedstawiając kandydata jednostce certyfikującej. każdy kandydat zatrudniony/prowadzący własną działalność/bezrobotny jest zobowiązany do ukończenia z pozytywnym wynikiem odpowiedniego do metody, stopnia i sektora(-ów) kursu szkoleniowego uznanego przez jednostkę certyfikującą, w której wnioskuje o certyfikację. program kursu powinien spełniać wymagania jc oraz być przez tę jednostkę zatwierdzony. odpowiedzialnością kandydata jest dostarczenie odpowiedniego świadectwa pracodawcy. drugim integralnym warunkiem wstępnym uzyskania certyfikacji jest odbycie praktyki przemysłowej przez kandydata, przy czym praktyka powinna się odbywać pod kwalifikowanym nadzorem, sprawowanym przez osobę certyfikowaną w tej samej metodzie co nadzorowany lub przez osobę niecertyfikowaną, co do której jc ma przekonanie, że osoba taka posiada wiedzę, umiejętności, wyszkolenie i praktykę odpowiednie do wykonywania takiego nadzoru. poświadczenie odbycia takiej praktyki w formie weryfikowalnej, np. pisemnej, stanowi wyłączną odpowiedzialność kandydata, który powinien przedstawić je pracodawcy. trzeci warunek to badanie wzroku i odpowiedzialność za przedstawienie pracodawcy potwierdzenia zdolności widzenia (ostrość widzenia bliskiego – 1 wg skali jaegera lub n 4.5 w skali times roman, lub równoważnych liter o wysokości 1,6 mm, z odległości nie mniejszej niż 30 cm, jednym lub dwojgiem oczu, z korekcją lub bez; widzenie barw umożliwiające kandydatowi rozpoznanie barw i rozróżnianie kontrastu międzybarwowego lub odcieni szarości stosowanych w określonej metodzie ndt ustala pracodawca. kandydat odpowiada również za przestrzeganie kodeksu etycznego opublikowanego przez jednostkę certyfikującą, do czego zobowiązał się, podpisując odpowiednie oświadczenie, np. we wniosku o certyfikację. warto zauważyć, że w pn-en iso/iec pojawiło się pojęcie „wnioskującego”, czyli osoby, która składa wniosek o dopuszczenie do procesu certyfikacji, a kandydatem jest ten wnioskujący, który spełnił wymagania wstępne i został dopuszczony do procesu certyfikacji. odpowiedzialność i wymagania dla osób certyfikowanych osoba certyfikowana odpowiada za przestrzeganie kodeksu etycznego opublikowanego przez jednostkę certyfikującą. odpowiada również za poddanie się corocznemu badaniu ostrości widzenia oraz przedłożenie wyniku takiego badania pracodawcy. odpowiedzialnością osoby certyfikowanej jest również powiadomienie jednostki certyfikującej i pracodawcy, jeżeli warunki ważności certyfikacji nie są spełnione. za niespełnienie warunków ważności certyfikacji, o których powinna powiadomić osoba certyfikowana, uważa się w szczególności: – negatywny wynik corocznego badania ostrości widzenia, w wyniku czego osoba staje się fizycznie niezdolna do wykonywania swoich obowiązków, – istotną przerwę, czyli okres ciągłej przerwy przekraczający jeden rok albo co najmniej dwie przerwy przekraczające łącznie dwa lata w wykonywaniu badań w wyniku nieobecności lub zmiany działalności, która uniemożliwia osobie certyfikowanej pełnienie obowiązków odpowiednich do stopnia w metodzie i sektorze określonym zakresem certyfikacji. 20 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 przy obliczaniu przerwy nie są brane pod uwagę ustawowe urlopy ani okresy nieobecności spowodowane chorobą lub kursami szkoleniowymi, trwające krócej niż trzydzieści dni. rozpoczęcia procedury odnowienia/recertyfikacji wymaga się również od osoby certyfikowanej. ważność certyfikatu maksymalny okres ważności certyfikatu wynosi pięć lat. okres ważności (data wydania certyfikatu) powinien się rozpocząć w chwili spełnienia wszystkich wymagań dotyczących certyfikacji (szkolenie, praktyka, badanie wzroku i zdany egzamin). certyfikacja staje się nieważna: – a) zgodnie z decyzją jednostki certyfikującej, np. stwierdzonego postępowania niezgodnego z procedurami certyfikacji lub nieprzestrzegania kodeksu etycznego, – b) na podstawie negatywnego wyniku corocznego badania zdolności widzenia, – c) jeżeli w metodzie, w której dana osoba jest certyfikowana, nastąpi istotna przerwa, – d) jeżeli kandydat nie uzyska recertyfikacji w czasie okresu, w którym spełnia wymagania dotyczące recertyfikacji lub pierwotnej certyfikacji. w przypadku a) i b) ważność może zostać wznowiona po spełnieniu odpowiednich warunków określonych przez jc w programie certyfikacji. w przypadku utraty ważności certyfikacji po istotnej przerwie osoba musi przystąpić do egzaminu recertyfikującego odpowiednio do metody, stopnia i sektora (-ów). pozytywny wynik takiego egzaminu umożliwia wznowienie certyfikacji na nowy pięcioletni okres ważności, począwszy od daty wznowienia. zawieszanie i cofanie certyfikacji jak wspomniano powyżej, kandydat i osoba certyfikowana zobowiązane są do przestrzegania zasad postępowania określonych w postaci kodeksu etycznego opublikowanego przez jc. zwykle wymagane jest przestrzeganie zasad, które dotyczą: – kompetencji zawodowych i uczciwości, – odpowiedzialności oraz stosowania zasad etycznych i zawodowych w kontaktach z klientami, – przestrzegania wymagań przepisów prawnych oraz norm lub specyfikacji technicznych stanowiących podstawę ich działania oraz przepisów dotyczących bezpieczeństwa środowiska naturalnego, zdrowia i życia oraz przepisów bhp, – spełniania wymagań programu certyfikacji jc i zasad stosowania uzyskanej certyfikacji, opublikowanych przez jc, – wykonywania jedynie takich prac, do wykonania których osoba certyfikowana jest kompetentna z tytułu uzyskanej certyfikacji, – zachowania poufności w zakresie wszelkich informacji dotyczących wykonywanej pracy, – zgłaszania pracodawcy spostrzeżonych naruszeń przepisów prawnych oraz norm, – unikania konfliktów interesów z pracodawcą lub klientem, – utrzymywania na odpowiednim poziomie swoich kwalifikacji przez uzupełnianie wiedzy technicznej, zgodnie z zasadami dobrej praktyki w zakresie uzyskanej certyfikacji, – nieprzyzwalania na błędne przedstawianie swych kompetencji lub odpowiedzialności oraz uzyskanego od pracodawcy upoważnienia w zakresie posiadanej certyfikacji, – powstrzymywania się od nieuzasadnionych sądów czy czynów nieetycznych, które mogą naruszać zaufanie do wiarygodności systemu certyfikacji jednostki, która wydała certyfikat, – przestrzegania we wszystkich podejmowanych działaniach zasad stosowania logo/znaku jc, – zgłaszania do jc naruszenia zasad postępowania, w tym próby wywierania nacisku lub zmuszania do nieprzestrzegania czy zaniechania stosowania zasad postępowania osoby certyfikowanej. każdy przypadek nieprzestrzegania zasad postępowania stwierdzony przez jc jest uznawany jako naruszenie programu certyfikacji, zgodnie z którym została uzyskana certyfikacja i może prowadzić do jej zawieszenia lub cofnięcia. osoba certyfikowana zobowiązana jest w przypadku zawieszenia lub cofnięcia certyfikacji do natychmiastowego zaniechania wszelkich działań wynikających z posiadanej certyfikacji, powoływania się na jc oraz do zwrotu wydanych certyfikatów. certyfikat kandydat, który spełnił wszystkie warunki jest certyfikowany przez jc, a na potwierdzenie otrzymuje certyfikat w formie wydruku np. papierowego i ewentualnie legitymację, przy czym legitymacja nie jest dokumentem; jest ważna tylko łącznie z certyfikatem. możliwe jest również przesyłanie i wyświetlanie istotnych informacji na stronie internetowej jednostki certyfikującej. należy podkreślić, że certyfikat wydany przez jc stanowi jedynie poświadczenie ogólnych kompetencji i nie oznacza upoważnienia do wykonywania czynności związanych z zakresem kompetencji właściwym dla stopnia posiadanej certyfikacji. za upoważnienie takie odpowiada pracodawca zatrudniający osobę certyfikowaną, gdyż to on ponosi odpowiedzialność za wyniki działań wykonywanych przez osobę certyfikowaną. jak powinna działać jednostka certyfikująca wg wymagań pn-en iso/iec 17024? pn-en iso/iec 17024:2012 dotyczy certyfikacji osób. poprzednie wersje normy w tytule zawierały „certyfikację personelu”. zmiana wyniknęła stąd, 21przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 że „certyfikacja personelu” i „jednostka certyfikująca personel” były wielokrotnie interpretowane jako certyfikacja przez pracodawcę zatrudnionych przez niego pracowników. natomiast tak poprzednio, jak i obecnie norma dotyczy certyfikacji osób przez trzecią stronę – jednostkę certyfikującą. w pn-en iso/iec 17024:2012 zdefiniowano nowe pojęcia, takie jak: właściciel programu, ocena, osoba nadzorująca egzamin, personel, wnioskujący, bezstronność, uczciwość, ważność, wiarygodność, zainteresowane strony i nadzór. właściciel programu to organizacja odpowiedzialna za opracowanie i utrzymanie programu certyfikacji. organizacją tą może być sama jednostka certyfikująca, organ władzy państwowej lub inna jednostka nadzorujący egzamin to osoba upoważniona przez jednostkę certyfikującą, która administruje lub nadzoruje przeprowadzenie egzaminu, ale nie ocenia kompetencji kandydata. personel to osoby z wewnątrz lub zewnątrz jednostki certyfikującej, realizujące działania dla jednostki. wnioskujący to osoba, która złożyła wniosek o dopuszczenie do procesu certyfikacji. bezstronność to zachowanie obiektywności, która oznacza brak konfliktów interesów lub ich rozwiązanie w taki sposób, aby nie miały niekorzystnego wpływu na późniejsze działania jednostki certyfikującej. bezstronność/obiektywność są najważniejsze w certyfikacji osób. w nowej normie dopuszcza się prowadzenie szkoleń przez jednostkę certyfikującą, przy czym podkreśla się, że może to stanowić zagrożenie dla bezstronności. stąd też wymagane jest, aby jc określiła i zademonstrowała niezależność certyfikacji od szkoleń dowodzącą, że poufność, bezpieczeństwo informacji i bezstronność działalności nie są naruszane. jednym z najważniejszych ograniczeń jest to, że szkolący nie może być egzaminatorem kandydata, którego szkolił w ciągu 2 ostatnich lat, chyba że jc potrafi udowodnić, że nie narusza to bezstronności. uczciwość to zapewnienie wszystkim kandydatom równych szans w procesie certyfikacji. ważność to dowód na to, że w ramach oceny mierzone jest to, co było planowane do zmierzenia, zgodnie z definicją w programie certyfikacji. wiarygodność to wskaźnik określający, w jakim zakresie ocena wyników egzaminu jest spójna, niezależnie od różnych terminów, lokalizacji i form egzaminu oraz egzaminatorów. strona zainteresowana to osoba, grupa lub organizacja, której dotyczą działania osoby certyfikowanej lub jednostki certyfikującej, np. osoba certyfikowana, odbiorca usług świadczonych przez certyfikowaną osobę, pracodawca osoby certyfikowanej, konsument czy organ władzy państwowej. nadzór to okresowe monitorowanie działań osoby certyfikowanej w okresie ważności certyfikacji w celu zapewnienia stałej zgodności z programem certyfikacji. jednostka certyfikująca opracowuje lub pozyskuje program certyfikacji (jc nie musi być właścicielem programu certyfikacji), czyli wszystkie kompetencje (zdolność stosowania wiedzy i umiejętności w celu osiągnięcia zamierzonych wyników) i inne wymagania dotyczące specyficznych kategorii zawodowych. ogólny opis procesu certyfikacji dotyczący działań w zakresie wnioskowania, oceny, decyzji w sprawie certyfikacji, ponownej certyfikacji i wykorzystania certyfikatów oraz znaków/logo, zawierający co najmniej wymagania certyfikacyjne oraz ich zakres, opis procesu oceny, prawa wnioskującego, obowiązki osoby certyfikowanej oraz opłaty, jc jest zobowiązana udostępnić każdemu wnioskującemu. oznacza to, że opis ten nie musi być opublikowany, lecz udostępniony wnioskującemu, czyli osobie, która złożyła wniosek o dopuszczenie do procesu certyfikacji. wnioskujący staje się kandydatem po spełnieniu wymagań wstępnych określonych w opisie (programie) certyfikacji. wniosek o certyfikację wniosek zgodny z wymaganiami jc wypełnia i podpisuje wnioskujący (możliwe są wszelkie formy podpisu określone przez jc, np. podpis elektroniczny). wniosek powinien zawierać co najmniej: – dane identyfikujące wnioskującego (nazwisko, adres, miejsce zatrudnienia i inne wymagane przez program certyfikacji), – zakres certyfikacji, o którą się ubiega, – oświadczenie, że wnioskujący wyraża zgodę na spełnienie wymagań certyfikacyjnych oraz na dostarczenie wszelkich informacji potrzebnych do oceny, – wszelkie dodatkowe informacje w celu obiektywnego wykazania zgodności z warunkami wstępnymi programu, np. dotyczące szkolenia, praktyki, widzenia, – informację o możliwości zgłoszenia, w rozsądnych granicach, prośby o dostosowanie do specjalnych potrzeb, – w przypadku ndt dane we wniosku potwierdza pracodawca, co wynika z wymagań pn-en iso 9712. jednostka certyfikująca sprawdza wniosek w celu potwierdzenia, że wnioskujący spełnia wymagania dotyczące składania wniosku. jeśli spełnia – staje się kandydatem. ocena metody i mechanizmy oceny określa program certyfikacji. jeśli wystąpią zmiany w programie certyfikacji, które wymagałyby dodatkowej oceny, jednostka certyfikująca powinna udokumentować i udostępnić publicznie, bez potrzeby występowania o nie, określone metody i mechanizmy wymagane do zweryfikowania, że osoby certyfikowane spełniają zmienione wymagania. w celu dokonania tej weryfikacji można zastosować ponowną certyfikację. może to być przydatne zarówno dla jc, jak i pracodawcy w celu upewnienia się, czy certyfikacja jest nadal wiarygodna. jednostka certyfikująca powinna zweryfikować i uwzględnić specjalne potrzeby, np. dla osób niepełnosprawnych podczas egzaminu, tak aby rzetelność 22 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 oceny nie została naruszona i pozostawała w zgodzie z przepisami krajowymi. wielokrotnie zadawane są pytania, czy jednostka certyfikująca może uwzględniać pracę wykonaną przez inną jednostkę (np. odnowienie certyfikatu wydanego przez inną jednostkę, wydanie certyfikatu na podstawie certyfikatu innej jednostki itp.). norma dopuszcza takie przypadki, ale tylko wtedy, gdy przewiduje to program certyfikacji jednostki. wobec tego jc powinna określić w programie wymagania dotyczące odpowiednich danych i zapisów, dowodzących, że certyfikacja przez inną jednostkę jest równoważna i zgodna z wymaganiami ustanowionymi w programie certyfikacji (pkt 9.2.6). ponieważ jednostka wydaje certyfikaty na własną odpowiedzialność, po spełnieniu wszystkich wymagań (pkt 9.4.6 normy) określonych w programie certyfikacji, to w przypadku personelu badań nieniszczących certyfikowanego wg pn-en iso 9712 oznacza, że powinny to być dowody: ukończenia kursu wg programu zatwierdzonego przez jc, odbycia praktyki pod kwalifikowanym nadzorem, właściwego widzenia oraz zdania egzaminu odpowiedniego dla metody, stopnia i sektora(-ów) zastosowań (wyniki i zakres egzaminu teoretycznego i praktycznego). jeśli jednostka pierwotnie certyfikująca udostępni takie dowody, to praca przez nią wykonana na rzecz certyfikacji określonej osoby może zostać uwzględniona. jeśli jednak jc odnowi/wyda certyfikat wyłącznie na podstawie np. tylko certyfikatu wydanego przez jednostkę pierwotnie certyfikującą, to nie spełni wymagań pn-en iso/iec 17024, gdyż decyzja o certyfikacji powinna być podejmowana na podstawie informacji zebranych wyłącznie podczas procesu certyfikacji (pkt 9.4.4). nie jest spełnione również wymaganie, aby jc miała możliwość zapewnienia porównywalności wyników każdego pojedynczego egzaminu, zarówno pod względem jego treści, jak i trudności, ważności i wiarygodności, z uwzględnieniem ważności decyzji dotyczącej zdania lub niezdania egzaminu (pkt 9.3.1). egzamin egzamin jest częścią oceny i powinien być przeprowadzany w odpowiednich warunkach, do których należy zaliczyć np. oświetlenie, temperaturę, rozmieszczenie kandydatów w celu zapewnienia samodzielności pracy, hałas, bezpieczeństwo kandydatów itp., zgodnych z wymaganiami przepisów krajowych w odpowiednim zakresie. jeżeli podczas egzaminu używany jest sprzęt techniczny/wyposażenie badawcze, to powinien on być odpowiednio sprawdzany lub wzorcowany. dlatego stosowanie własnego wyposażenia kandydata odbywa się na jego odpowiedzialność, z reguły po podpisaniu przez niego odpowiedniego oświadczenia. zwykle egzaminator sprawdza, czy wyposażenie nie zawiera jakiegoś ułatwienia, np. nastaw aparatury, ale ani egzaminator, ani jc nie odpowiada za wiarygodność tego wyposażenia. decyzja o certyfikacji informacje zebrane podczas procesu certyfikacji powinny być wystarczające, aby jednostka miała przekonanie, że rzetelnie poświadcza kompetencje. informacje te powinny być udokumentowane w sposób określony przez jc, aby stanowiły one dowody w przypadku odwołania lub skargi. decyzja w sprawie certyfikacji kandydata powinna być podejmowana wyłącznie przez jednostkę certyfikującą na podstawie informacji zebranych podczas procesu certyfikacji. personel podejmujący decyzję w sprawie certyfikacji nie powinien brać udziału w egzaminowaniu ani w szkoleniu kandydata. certyfikacja nie powinna być udzielona, dopóki odpowiednie wymagania nie zostaną spełnione. zawieszanie, cofanie lub ograniczanie zakresu certyfikacji osoby certyfikowane, jak podano powyżej, zobowiązują się do przestrzegania kodeksu etycznego oraz mają określoną odpowiedzialność w en iso 9712. niewypełnianie któregokolwiek ze zobowiązań skutkować może zawieszeniem certyfikacji do czasu wyjaśnienia, cofnięciem certyfikacji lub ograniczeniem jej zakresu. jednostka certyfikująca powinna uzyskać od osób certyfikowanych egzekwowalne zobowiązania, zapewniające, że w przypadku zawieszenia lub cofnięcia certyfikacji oraz po upływie jej ważności, certyfikowana osoba nie będzie w żaden sposób powoływać się na status certyfikacji. wymagania dotyczące procesu ponownej certyfikacji (w przypadku ndt – odnowienia i recertyfikacji), określa pn-en iso 9712. są to wymagania minimalne, które stanowią podstawę dla jc. jednak w programie certyfikacji jednostka może takie wymagania rozszerzyć. istotą ponownego procesu certyfikacji jest potwierdzenie przez jc, że osoba certyfikowana jest nadal kompetentna i ciągle spełnia wymagania programu certyfikacji ważnego w chwili ponowienia. wykorzystywanie certyfikatów, logo i znaków jednostka certyfikująca, która udostępnia znak certyfikacji lub logo, powinna określić warunki ich wykorzystywania. wymagania dotyczące wykorzystywania znaków strony trzeciej określa np. iso/iec 17030. jednostka certyfikująca powinna wymagać, aby certyfikowana osoba podpisała zobowiązanie dotyczące: – przestrzegania odpowiednich postanowień programu certyfikacji, – deklarowania, że jest certyfikowana wyłącznie w zakresie, na jaki udzielono jej certyfikacji, – niewykorzystywania certyfikacji w sposób mogący zdyskredytować jednostkę certyfikującą i nieskładania żadnych oświadczeń związanych z certyfikacją, które jednostka certyfikująca uznaje za mylące lub nieuprawnione, – zaprzestania stosowania wszelkich deklaracji zawierających jakiekolwiek powołanie się na jednostkę 23przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 certyfikującą lub na certyfikację w przypadku zawieszenia lub cofnięcia certyfikacji, a także zwrotu jednostce certyfikującej wszelkich wydanych przez nią certyfikatów, – niewykorzystywania certyfikatu w sposób mogący wprowadzić w błąd. jednostka certyfikująca powinna reagować na każde niewłaściwe użycie swoich znaków certyfikacji lub logo. odwołania i skargi jednostka certyfikująca powinna mieć opisane i opublikowane, bez potrzeby występowania o nie, procesy przyjmowania, oceny i podejmowania decyzji w sprawie odwołań i skarg. odwołania dotyczą decyzji w sprawie certyfikacji, natomiast skargi – postępowania podczas procesu certyfikacji. literatura [1] iso 9712:2012 – non-destructive testing – qualification and certification of ndt personnel. [2] en iso 9712:2012 – non-destructive testing – qualification and certification of ndt personnel. [3] pn-en iso 9712:2012 badania nieniszczące – kwalifikacja i certyfikacja personelu badań nieniszczących (oryg.). [4] pn-en iso 9712:2012p badania nieniszczące – kwalifikacja i certyfikacja personelu badań nieniszczących. [5] pn-en iso/iec 17024:2012p ocena zgodności. ogólne wymagania dotyczące jednostek certyfikujących osoby. [6] iso/tr 25107 non-destructive testing – guidelines for ndt training syllabuses. wnioski certyfikacja osób, czyli potwierdzenie kompetencji przez trzecią stronę, jest coraz częściej wymagana i stosowana, a wprowadzenie norm międzynarodowych ułatwia wymianę międzynarodową, natomiast prowadzenie certyfikacji wg takich samych standardów daje większą pewność porównywalności kompetencji. certyfikacja osób wymaga świadomości i odpowiedzialności wszystkich zainteresowanych stron daną kategorią certyfikacji. imię i nazwisko kontakt do osoby zamawiającej: adres nip zamawiam książkę: próba łamania łączy spawanych atlas przełomów w redakcji przegląd spawalnictwa w liczbie .... egz. cena 1 egzemplarza książki: próba łamania złączy spawanych atlas przełomów wynosi: 60 zł (w tym 5% vat) w celu zamówienia książki w redakcji należy wypełnić formularz zamieszczony obok i przesłać go w formie faksu, skanu lub listu na adres: redakcja – przegląd spawalnictwa aw simp ul. świętokrzyska 14a, 00-050 warszawa tel.: 22 827 25 42, faks: 22 336 14 79 e-mail: redakcja@pspaw.pl wpłaty należy dokonać na rachunek bankowy: bank bph s.a. oddział w warszawie 45 1060 0076 0000 3200 0043 1836 _________________________________podpis firma próba łamania złączy spawanych atlas przełomów jacek słania krzysztof staniszewski oświadczam, że jestem podatnikiem vat i upoważniam firmę do wystawienia faktury bez podpisu welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(5) 2019 19 doi: http://dx.doi.org/10.26628/wtr.v91i5.1027 article laser surface alloying of ductile cast iron with ti + 5% w mixture aleksandra kotarska1,* 1 silesian university of technology, poland; * correspondence: aleksandra kotarska m.sc. eng. aleksandra.kotarska@polsl.pl received: 09.04.2019; accepted: 06.05.2019 abstract: the article presents results of the research on laser alloying of the ductile cast iron en-gjs 350-22 substrate with the mixture of titanium powder with addition of 5 wt.% of tungsten. the aim of the process was to obtain surface layer with the in-situ composite structure. laser alloying process was carried out using high power diode laser (hpddl) with rectangular laser beam focus and uniform power density distribution in one axis of the beam focus (top-hat profile). the tests included determination of the influence of process parameters on the dimensions of the alloyed beads, metallographic macroscopic and microscopic observations, microhardness measurements of the laser alloyed layers and eds chemical composition tests. keywords: laser surface alloying; ductile cast iron introduction ductile iron is a material widely used for various types of machinery and equipment, such as cams, pistons, cylinders. this is the result of combining many of the beneficial properties of this material. it is characterized by high mechanical and fatigue strength, with equally high plastic properties. in addition, this material exhibits very good casting properties and high machinability, which affects the relatively low manufacturing costs and ease of forming [1÷3]. however, despite many of the above advantages, ductile cast iron exhibits poor tribologic wear resistance, which is required in some applications, including crankshafts, valves, gearshifts and gearwheels. the use of surface engineering technology allows to improve the wear resistance of ductile cast iron, which results in a reduction in the production costs of this type of components in comparison with their production from an abrasion-resistant material with a significant content of alloy additives. the use of laser beam in surface engineering gives a number of advantages. first of all, it is possible to obtain unique structures caused by very high heating and cooling speeds. in addition, the laser beam gives the possibility of very precise processing of even small areas with minimal heat impact on the substrate material. using the laser beam, various surface engineering processes can be carried out, for example surface hardening, remelting, alloying or surfacing [3÷6]. in the process of laser alloying, various components can be used, which are selected depending on the properties of the surface after machining. it can be either non -metals (e.g. coal), metals (e.g. cr, ni, mo, w, ti, nb) and chemical compounds (e.g. carbides) [5÷9]. by adding carbides in the alloying process, it is possible to obtain a surface layer with a composite structure by ex-situ method. it is also possible to create a composite structure by adding components which in the pool of liquid metal will lead to the creation of in-situ reinforcement. an example of such an ingredient is titanium, which when combined with carbon forms tic carbides with high hardness strengthening the metallic matrix [3,10,11]. material and methodology of the research the aim of the conducted research was to examine the structure and properties of a laser-welded surface layer using titanium powder with the addition of 5 wt.% tungsten, on a spheroidal iron substrate en-gjs 350-22 with a minimum tensile strength of 350 mpa, a minimum yield strength of 220 mpa and a minimum elongation of 22%. the chemical composition of the cast iron is presented in table i. it is a cast iron with a carbon content of 3.66% with a ferrite-pearlitic structure, with ballistic graphites of approx. 65 μm diameter (fig. 1). titanium and tungsten as additional materials have been selected in order to create reinforcing structure in the form of carbide precipitates due to the fact that they have high affinity to carbon. http://dx.doi.org/10.26628/wtr.v91i5.1027 mailto:aleksandra.kotarska@polsl.pl welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(5) 2019 20 table i. en-gjs 350-22 ductile cast iron chemical composition c si mn p s cu ti mg cr 3,66% 2,71% 0,527% 0,042% 0,001% 0,068% 0,032% 0,012% 0,124% fig. 1. en-gjs 350-22 ductile cast iron microstructure the alloying process was carried out on a test bench equipped with a diode laser with direct beam transmission to the hpddl rofin sinar dl 020 surface, numerically controlled positioning system of the laser head and the substrate to be treated, and a gravitational powder feeder with a vibrator. the laser parameters are presented in the table ii. the powder was fed into the melted metal pool at an angle of 45°. the beam was focused on the surface of the material being melted. the beads were made at a constant laser beam power of 1500 w and a stopping rate of 1.25 mm/s and a variable powder flow rate. process parameters are presented in table iii. the linear energy was 1200 j/mm. argon with a flow rate of 15 l/min was used as a protective gas. in order to examine the created surface layers, macroscopic observations and the analysis of the impact of parameters on the bead geometry, microstructure of the produced surface layers and analysis of the chemical composition of eds were made and the average proportion of carbides on the surface of the alloy layer was determined. in order to test the mechanical properties of the surface layer, vickers microhardness hv0.2 measurements were carried out, in accordance with the pn-en iso 6507-1 standard, on the cross-section of beads at distances of 0.1 mm. table ii. technical parameters of diode laser hpddl dl 020, rofin sinar parameter value rated output power (continuous radiation) [w] 2200 output power regulation [w] 100÷2200 the wavelength of radiation [nm] 808÷950 dimensions of the laser beam focus [mm] 1.8 x 6.8 / 1.8 x 3.8 focal length of the laser beam [mm] 82 / 32 power density range in the plane of the laser beam focus [kw/cm2] 0.8÷32.3 table iii. en-gjs 350-22 ductile cast iron laser surface alloying with the ti + 5 wt.% w mixture parameters power of the beam [w] alloying speed [mm/s] intensity of the powder feed [g/min] intensity of the powder feed per unit of bead’s length [mg/mm] 1500 1.25 0.3 4 0.6 8 0.9 12 1.2 16 1.5 20 welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(5) 2019 21 results of the research macroscopic examinations showed the correctness of performed beads, except for the layer produced with the highest powder feed rate equal to 1.5 g/min, where there was no widespread decomposition of the alloying material, which resulted in a heterogeneous surface layer (fig. 2 bead no. 5). based on the macroscopic observations (fig. 2), characteristic geometrical parameters of beads were measured, i.e. bead width and penetration depth (table iv). the change in the powder delivery rate parameter did not significantly affect the depth and width of the beads (fig. 3). fig. 2. macrostructure of laser-alloyed layers cross-section table iv. geometrical parameters of laser surface alloyed layers number of the bead 1 2 3 4 5 width of the bead [mm] 6.3 6.5 6.8 6.5 6.8 depth of penetration [mm] 1.46 1.55 1.6 1.52 1.63 fig. 3. dependence of penetration depth and beads width on the powder flow rate in the laser surface alloying process 0 1 2 3 4 5 6 7 8 0 1 2 3 4 5 6 [m m ] powder intensity [g/min] szerokość ściegu [mm] głębokość wtopienia [mm] bead no.1 bead no. 2 bead no. 3 bead no. 4 bead no. 5 thickness of beads [mm] deepness of remelting [mm] welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(5) 2019 22 fig. 4. microstructure of laser alloyed surface layer with mixture of ti + 5 wt.% w observations of the microstructure were performed on an electron scanning microscope. the microstructure of the obtained surface layers (fig. 4) is a composite structure obtained using in-situ method during the laser alloying process and is composed of a reinforcing phase and a matrix. the matrix in the structure of the surface layers are dendrites of primary austenite, which have undergone martensitic transformation to a large extent, while in interdendritic areas there are eutectic precipitates of cementite and austenite. the reinforcing phase is the fine separation of tic carbides, in which the tungsten atoms have partially dissolved, as demonstrated by the analysis of the chemical composition of eds. in order to determine the chemical composition of the precipitates formed in the surface layers, a point, linear and surface eds chemical composition analysis was carried out. these tests showed the presence of tic and (ti,w)c precipitates. the surface analysis carried out at 5000x magnification showed an increasing average titanium content in the surface layers when increasing the rate of feeding of the alloying powder (fig. 5). this analysis, however, did not allow unambiguous determination of tungsten content in the surface layers. thanks to the point analysis, which did not show the participation of titanium and tungsten in the matrix of the surface layers, it can be concluded that all the alloying material introduced in the process was used to create reinforcing phases. in the structure of the surface layers, secretions with a characteristic gradient structure were observed (fig. 6). the surface eds analysis used showed that the lighter area inside the carbide is rich in tungsten, while the darker region found in the core and outside the precipitate is richer in titanium. fig. 5. the impact of the powder flow rate one the titanium weight fraction in the surface layer 0 1 2 3 4 5 6 7 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 t i % w t. o n t h e s u rf a ce [% w t. ] flow rate of the powder [g/min] welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(5) 2019 23 iron silicon titanium tungsten fig. 6. the result of eds surface analysis of the carbide produced in the surface layer after laser alloying with a ti + 5 wt.% w mixture in order to assess the proportion of carbides in the matrix (table v), the observations were carried out on samples not produced in bse mode, thanks to which a good contrast in the precipitation of the precipitates relative to the matrix was obtained. the share was determined for each of the samples except for the sample produced at a powder feed rate of 1.5 g/min due to the lack of uniform dissolution of the powder and separation of carbides in the structure. for each of the examined layers, the share was determined on the surface at a magnification of 1000x and on four surfaces at a magnification of 5000x, of which the average was taken. the obtained results (fig. 7) showed an even increase in the average proportion of carbides in the structure along with the increase in the parameter of the powder feed rate during the laser alloying process. the growth trend is almost linear, with a coefficient r2 equal to 0.9989. the share of carbide precipitates in the case of the layer produced with the smallest powder feed rate (0.3 g/min) was on average 3.05%, and in the melted layer at the highest powder flow rate among the tested (1.2 g/min), the average content was 9.31% of precipitations. table v. volume fraction of tic reinforcement phase in the surface layers the proportion of carbides on the surface (magnification 1000x) [% vol] average proportion of carbides on the surface (magnification 5000x) [% vol] bead 1 3.64 3.05 bead 2 5.02 5.15 bead 3 6.93 7.04 bead 4 8.79 9.31 welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(5) 2019 24 fig. 7. dependence of the carbides percentage on the surface in a function of the powder flow rate the results of vickers microhardness measurements on the cross section of the alloy layers showed a positive effect of the process on the growth of microhardness of the surface layer (fig. 9). compared to the average hardness of the substrate material of 235.9 hv0.2, the hardness of the surface layer, after the laser alloying process using a mixture of titanium powder with the addition of 5 wt.% tungsten, increased by approx. 250%. the highest average hardness was obtained for the sample with the lowest impact of the alloying material, while the lowest for the sample with the highest content of the alloying material (fig. 8). the lowest average hardness of this layer is caused not only by the amount of powder introduced, but also the lack of uniform dissolution in the liquid (fig. 2 bead 5), which resulted in areas with a higher proportion of powder (rich in separations) and areas with a much lower share of the alloying material and thus hardness slightly higher than the base material. the decrease in the hardness of the surface layer with the increase of the powder addition is caused by the depletion of the matrix's carbon, which together with the increase in the content of additives with high affinity to it, forms carbide precipitations, simultaneously causing a decrease in hardness in the matrix. fig. 8. average microhardness of the laser surface alloyed layers with ti + 5 wt.% w powder fig. 9. the result of microhardness measurements on the cross-section of layer no. 3 on a distance from the surface r² = 0.9989 0 2 4 6 8 10 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 p ro p o rt io n o f ca rb id e s [% v o l] flow rate of the powder [g/min] średni udział węglików na powierzchni linear (średni udział węglików na powierzchni) 832 816 818 810 684 0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1 2 3 4 5 m ic ro h a rd n e ss h v 0 .2 sample number 0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 m ic ro h a rd n e ss h v 0 .2 distance from the surface average volume fraction of carbides on the surface linear (average volume fraction of carbides on the) surface welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(5) 2019 25 summary the process of alloying the laser surface of en-gjs 350-22 ductile cast iron with the use of titanium powder with the addition of 5% wt.% tungsten allowed the formation of a composite structure in the surface layer by an in-situ method composed of a matrix and a reinforcing phase. the matrix is dendrite of primary austenite to a large extent after martensitic transformation and eutectic secretion of cementite and austenite in interdendritic spaces. the reinforcing phase is the fine separation of tic and (ti, w) c carbides. microscopic observations and eds analysis showed a characteristic, gradient structure of titanium carbide with dissolved tungsten, in which the core is titanium, then tungsten is dissolved inside, and the external part is also made of titanium. this analysis also showed the absence of alloying material in the matrix, which means that titanium and tungsten added in the process produced carbides throughout the content. surface analysis also showed an even increase in the titanium content in the surface layers with an increase in the flow rate parameter of the alloying powder. this has contributed to the increase in the proportion of carbides in the matrix, which in relation to the flow rate of the powder increases almost linearly. surface analysis of eds did not allow unambiguous determination of the tungsten content in the surface layers. with the 1500 w laser beam power parameters and an alloying rate of 1.25 mm/s, the maximum powder flow rate at which uniform powder fusion was achieved was 1.2 g/min. the change in the powder feed rate parameter did not significantly affect the bead's geometry. the alloying process also had a positive effect on the increase in the hardness of the surface layer as compared to the substrate material by up to 250%. as the impact of the alloying material increases, the average hardness of the surface layer decreases, which results from the formation of more carbide precipitates and a reduction in the carbon fraction in the matrix. resources [1] scholes j.p., the selection and use of the cast irons. engineering design guides, no. 31, design council, hampshire, 1979. [2] elliot r., cast iron technology. butterworth, london, 1988. [3] janicki d., shaping the structure and properties of surface layers of ductile cast iron by laser alloying. wydawnictwo politechniki śląskiej, gliwice, 2018. [4] kusiński j., lasers and their application in material engineering. wydawnictwo naukowe „akapit”, kraków, 2000. [5] burakowski t., wierzchoń t., surface engineering of metals. wydawnictwa naukowo-techniczne, warszawa, 1995. [6] dahotre n.b., laser surface engineering, advanced materials & processes, 2002, 35-39. https://www.sciencedirect.com/book/9781782420743/laser-surface-engineering [7] młynarczak a., jakubowski j., surface treatment and protective coatings, wydawnictwo politechniki poznańskiej, poznań, 1998. [8] kula p., surface layer engineering wydawnictwo politechniki łódzkiej, łódź, 2000. [9] dobrzański l.a., shaping the structure and surface properties of engineering and biomedical materials, instytut materiałów inżynierskich i biomedycznych politechniki śląskiej w gliwicach, gliwice, 2009. [10] cui c., guo z., wang h., hu j., in situ tic particles reinforced grey cast iron composite fabricated by laser cladding of ni-ti-c system. journal of materials processing technology, 2007, vol. 183(2-3), 380-385. [crossref] [11] park h.i., nakata k., tomida s., in situ formation of tic particulate composite layer on cast iron by laser alloying of thermal sprayed titanium coating. journal of materials science, 2000, vol. 35(3), 747-755. [crossref] © 2019 by the authors. submitted for possible open access publication under the terms and conditions of the creative commons attribution (cc by) license (http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/). https://www.sciencedirect.com/book/9781782420743/laser-surface-engineering https://doi.org/10.1016/j.jmatprotec.2006.10.031 https://link.springer.com/article/10.1023/a:1004717603612 01 ps 6 2018 grzes jakubowski 41przegląd  spawalnictwa vol. 90 6/2018 zniszczenie główki palnika stosowanego podczas   cięcia przecinarką plazmową cnc destruction of a head of a torch used while cutting with a cnc plasma cutter dr hab. inż. jacek słania, prof. pcz – politechnika częstochowska; mgr inż. paweł wilk – logiterm. autor korespondencyjny/corresponding author: jacek_slania@poczta.onet.pl streszczenie w artykule omówiono wybrane zagadnienia związane ze zniszczeniem końcówki palnika maszynowego, stosowanego w przecinarkach plazmowych cnc. ukazano specyfikę cięcia plazmowego i problematykę ciągłej kontroli prowadzonego procesu. zwrócono również uwagę na zachowanie się ciętego materiału w trakcie wprowadzania ciepła, które może powodować m.in. uwalnianie się naprężeń pozostających w materiale po walcowaniu. artykuł obrazuje jak ważną kwestią są praktyczne szkolenia operatorów i programistów nie tylko w zakresie programowania i cięcia detali, ale również w przypadku załadunku i ściągania wycinanych elementów. słowa kluczowe: cięcie plazmowe; palnik; uszkodzenia abstract selected issues related to the destruction of a head of a machine torch used in the cnc plasma cutters are discu ssed in the article. the specifics of plasma cutting as well as a problem of a continuous control of the process are presented. an attention was also paid to the behavior of the material being cut during the heat input, which may cause, among others, a release of stresses remaining in the material after rolling. what is more, the article illustrates how important the practical training of operators and programmers is, not only in the field of programming and cutting details, but also in the case of loading and downloading of cut-out elements. keywords: plasma cutting; torch; damages wstęp obecnie istnieje wiele możliwości cięcia materiałów przewodzących i nieprzewodzących prąd elektryczny. obserwując sytuację na rynku zauważa się ciągłą tendencję zmian i ulepszeń przecinarek plazmowych. należy tutaj wspomnieć o maszynach podstawowych (standardowych), gdzie gazem plazmotwórczym jest sprężone powietrze, hight definition, fine plasma, cięciu z tzw. mgiełką wodną lub cięciu pod lustrem wody. to główne rozwiązania, które coraz częściej są stosowane. cięcie plazmowe jest procesem rozdzielania materiału za pomocą łuku plazmowego, jarzącego się pomiędzy elektrodą nietopliwą (hafn, tor, cyrkon) a materiałem. skoncentrowany łuk elektryczny powstaje dzięki dyszy plazmowej, której niewielki otwór koncentruje ciepło na małej powierzchni. dużą rolę w całym procesie odgrywa silnie zjonizowany gaz plazmotwórczy [1,5,6]. cięcie plazmowe (rys. 1) przecinarką cnc wiąże się z szeregiem operacji, jakie należy wykonać, aby móc we właściwy, a tym samym w bezpieczny sposób rozpocząć pracę. począwszy od tych ściśle podstawowych (przygotowawczych), do których zaliczają się: włączenie zasilania (elektrycznego i gazowego), oględziny zewnętrzne urządzenia, skalibrowanie maszyny (czyli wczytanie punktu zerowego), jacek słania, paweł wilk przeglad welding technology review załadowanie blachy na stół i w razie konieczności odpowiednie jej ustawienie, aż po główne: wczytanie programu przedstawiającego zarys danego elementu, wybranie parametrów pracy, rozpoczęcie wypalania i kontrola. po wycięciu, detale zdejmowane są ręcznie (małe gabaryty) lub za pomocą suwnicy (w przypadku większych elementów). ważnym elementem jest również usunięcie odpadów. rys. 1. schemat procesu łączenia – główne etapy [2] fig. 1. self-piercing riveting outline [2] doi: http://dx.doi.org/10.26628/ps.v90i6.931 42 przegląd  spawalnictwa vol. 90 6/2018 opisując poszczególne zdarzenia skupiono się na przykładzie zakładu produkcyjnego, wyposażonego w przecinarki cnc, których gazem plazmotwórczym jest sprężone powietrze. wykonywane przez firmę wyroby wymuszają konieczność umieszczania na blasze wielu elementów (również w celu maksymalnego wyeliminowania odpadów) o różnych gabarytach z regularnymi zmianami grubości ciętych materiałów (najczęściej 1÷6 mm a sporadycznie do 20 mm). taka sytuacja powoduje, że stół (ustawienie żeber, na których leży blacha) musi być uniwersalny, czyli może być stosowany przy cięciu zarówno przy małych, jak i dużych detali. praca na stanowisku operatora przecinarki plazmowej cnc (rys. 1) wiąże się zatem z koniecznością ciągłej kontroli (nadzoru) realizowanego procesu. warto wspomnieć, że w zależności od grubości przecinanego materiału, prędkość cięcia zmienia się; czyli im grubsza blacha tym prędkość cięcia będzie mniejsza. nie znaczy to, że pracownik może opuścić stanowisko zostawiając uruchomione urządzenie; niebezpieczne w niektórych przypadkach mogą być przyspieszone przejazdy pomiędzy wycinanymi elementami. sam proces cięcia plazmowego składa się z kilku etapów [2]: • najazd ruchem przyspieszonym w odpowiednie miejsce na arkuszu, od którego rozpocznie się cięcie; • obniżenie palnika, dotknięcie blachy i podniesienie go do wysokości umożliwiającej zajarzenie łuku pilotującego; • zajarzenie łuku głównego; • przebicie blachy przez łuk plazmowy; • kontrola i stabilizacja łuku plazmowego; • kontrola i regulacja odpowiedniej wysokości palnika od blachy; • rozpoczęcie ciecia; • kontrola procesu; • zakończenie cięcia; • podniesienie palnika; • przejazd ruchem przyspieszonym w kolejne miejsce. na rysunku 2 przedstawiono przykładowy schemat ruchów palnika po rozpoczęciu cięcia. w związku z tym, że podczas procesu cięcia dochodzi do szeregu zjawisk, istnieje pewne niebezpieczeństwo uszkodzeń czy zniszczenia palnika (rys. 3). najczęściej są one spowodowane: • błędem ludzkim: nieodpowiednio przygotowany program, nieprzystosowany program w stosunku do usytuowania żeber, na których leży materiał czy uderzenie zakładaną lub ściąganą blachą (detalem); • czynnikiem zewnętrznym: uwolnieniem naprężeń w materiale podczas cięcia, niekontrolowanym zachowaniem urządzenia (błędem); • mają charakter przypadkowy. zniszczenie główki palnika, najczęściej wiąże się koniecznością jego wymiany na nowy. jakiekolwiek próby regeneracji są zabronione i grożą utratą gwarancji, a nawet uszkodzeniem urządzenia. zniszczenie palnika  spowodowane przegrzaniem jeśli nie ma zapewnionego całodobowego ogrzewania hali produkcyjnej (miejsca, w którym znajduje się przecinarka) do chłodzenia należy zastosować płyn niezamarzający na bazie glikolu lub innego składnika, zgodnie z zaleceniem producenta źródła prądu. przy długo utrzymującej się temperaturze ujemnej na zewnątrz oraz w przypadku dłuższego zatrzymania produkcji np. w okresie między świątecznym, może dojść do zamarznięcia cieczy chłodzącej w cienkich przewodach, łączących agregat plazmotwórczy z palnikiem. rozpoczęcie cięcia spowoduje szybkie przegrzanie palnika, a tym samym jego zniszczenie. aby temu zapobiec operator powinien włączyć zasilanie agregatu i sprawdzić, czy pompa transportuje ciecz do zbiorniczka. nieuczynienie tego skutkowało awarią urządzenia i zniszczeniem palnika (rys. 4). inny palnik, który został uszkodzony w podobnych okolicznościach przedstawiono na rysunku 5. rys. 2. schemat ruchów palnika po zainicjowaniu cięcia [2] fig. 2. diagram of a torch motions after initiating a cutting process [2] rys. 3. nowy palnik do ciecia plazmowego chłodzony cieczą fig. 3. new liquid-cooled plasma cutting torch rys. 4. efekt pracy bez chłodzenia palnika – widoczny brak głowicy fig. 4. effect of work without cooling a torch – a lack of a head is visible rys. 5. nowy palnik do ciecia plazmowego chłodzony cieczą fig. 5. new liquid-cooled plasma cutting torch zniszczenie palnika spowodowane  uderzeniem  podczas  załadunku  blachy/ zdejmowania wypalonych detali  z reguły na portale (stoły) plazmowa blacha o większych gabarytach jest transportowana za pomocą suwnicy. w takim przypadku przed załadunkiem/zdjęciem należy oddalić się suportem na skrajnie najdalsze położenie, aby przygotować miejsce do manewrowania blachą. w omawianej sytuacji pracownik zatrzymał suport zbyt blisko ciętych blach, dodatkowo wózek wciągarki suwnicy nie znajdował się w osi ściąganego detalu; podczas podnoszenia elementu nastąpiło uderzenie blachą o palnik (niewiele brakowało, a zostałby uszkodzony suport). siła uderzenia doprowadziła do złamania (rys. 6) i rozszczelnienia palnika, a także wycieku płynu chłodzącego. 43przegląd  spawalnictwa vol. 90 6/2018 zniszczenie palnika spowodowanego  zderzeniem (zahaczeniem) o wycięty  wcześniej element podczas cięcia cięcie plazmowe pozwala na cięcie dużej liczby elementów o skomplikowanych kształtach, które można umieścić na arkuszu blachy. oczywiście, aby cięcie było najbardziej ekonomiczne (z minimalną ilością odpadu), miejsca niezagospodarowane elementami głównymi uzupełnia się mniejszymi detalami (potrzebnymi w dalszym toku produkcji). wycięte części mogą mieć skłonność do przechylania się i wpadania pomiędzy żebra, na których leży blacha. w zależności od producenta urządzenia, a także potrzeb produkcyjnych danego zakładu, żebra te mają różne kształty i kierunki (mogą być skierowane również pod różnymi kątami), jak również odległości pomiędzy nimi mogą być inne. do zniszczenia palnika doszło w momencie, gdy wycięty wcześniej detal przechylił się i wystając ponad blachę nachodził na pozostałą (nieobrobioną jeszcze) część arkusza. operator tego nie zauważył i podczas cięcia kolejnego elementu (sąsiadującego), palnik najechał na wystający detal, efektem czego było jego skrzywienie. w związku z tym, że prędkość cięcia była niewielka, operator miał możliwość wyłączenia i zatrzymania procesu – ale akurat w momencie kolizji był zajęty rozmową z innym pracownikiem. palnik po dokładnych oględzinach i stwierdzeniu poważnych uszkodzeń wewnętrznych został skierowany do zezłomowania, podobnie jak połamana tuba (rys. 7). odległości pomiędzy żebrami powinny być dostosowane do wielkości wycinanych elementów, np. przy wycinaniu drobnych detali odstępy muszą być dużo mniejsze, tak aby zapobiec wpadaniu ich pomiędzy (ryzyko uszkodzenia palnika lub wspomnianych części poprzez nacięcia itp.). niewielkie odległości stwarzają konieczność szybszej ich wymiany z racji intensywniejszego nacinania łukiem plaz mowym, a dodatkowo wymuszają częstsze czyszczenie przestrzeni między nimi (nieusuwana wypływka wraz z innymi odpadami utrudnią właściwą wentylację stołu plazmowego, a także powodują problemy z równym, płaskim ułożeniem blachy). w niektórych miejscach arkusz może nie mieć podparcia (rys. 8). rys. 6. złamany palnik fig. 6. broken torch rys. 8. brak równomiernego podparcia ciętego materiału, spowodowana m.in. nadmierną ilością wypływki nagromadzonej na żebrach fig. 8. lack of a steady support of the material being cut, caused by, among others, an excessive amount of flashing accumulated on the fins rys. 7. uszkodzony palnik i tuba przytrzymująca go w suporcie fig. 7. damaged torch and a tube holding it in the support zniszczenie palnika spowodowane  zahaczeniem o wystający element  przy przejeździe ruchem przyspieszonym tak jak wspomniano, cięcie plazmowe wymaga nie tylko czujności operatora, ale również determinuje programistę do przemyślanego tworzenia programów. osoba programująca ułożenie detali na arkuszu podczas projektowania musi wiedzieć jak zbudowane jest urządzenie. dodatkowo powinna przewidywać, co może się stać w danej chwili i czy w ogóle przecinarka, a także operator, są w stanie wyciąć dany element (grupę elementów) bez komplikacji. podobnie jest z pracownikiem; myślący operator (fachowiec) po spojrzeniu na rozmieszczenie detali i umieszczeniu zajarzeń łuku potrafi określić potencjalne miejsca, gdzie mogą pojawić się problemy. w omawianym przypadku doszło do nałożenia się na siebie kilku kwestii. nieprawidłowo rozlokowane podłużne elementy na arkuszu, obszary cięcia umieszczone w nieodpowiednim miej scu, ustawienie żeber (rys. 9) na stole przecinarki równolegle do dłuższego boku i brak kontroli osoby realizującej program cięcia. palnik z punktu zerowego przejechał w okolicę środka pierwszego detalu, aby go napunktować. następnie przemieścił się do miejsca wcięcia i zaczął wycinać element. po wycięciu, zgodnie z ustaloną trajektorią miał przejechać ruchem przyspieszonym do środka detalu drugiego, aby go napunktować. w tym samym momencie wycięty element 1 wpadając między żebra spowodował natychmiastowe zablokowanie palnika, jego rozszczelnienie, naruszenie miejsc przyłączenia przewodów elektrycznych i zniszczenie tuby (rys. 10). trwało to ułamek sekundy i nie było żadnej możliwości zatrzymania procesu. siła uderzenia (zahaczenia) była tak duża, że spowodowała rozszczelnienie łącznika doprowadzającego ciecz chłodzącą do palnika. 44 przegląd  spawalnictwa vol. 90 6/2018 aby uniknąć takiego zdarzenia, detale powinny być ustawione prostopadle do żeber, a jeśli nie ma takiej możliwości, należy zmienić punkt wcięcia łuku plazmowego. najlepszym rozwiązaniem jest jednak zmiana ustawienia żeber i przestawienie ich o pewien kąt np. 45° (rys. 11). takie usytuowanie zapobiegnie wpadaniu dłuższych, ale smuklejszych detali. rys.  9.  po lewej: wydruk z programu wrykrys (ustawienie elementów wzdłuż stołu); po prawej: umiejscowienie żeber na portalu przecinarki plazmowej fig. 9. on the left: a print from the wrykrys programme (setting elements along the table); on the right: placement of the fins on the plasma cutting portal rys. 12. dysze plazmowe: po lewej – uszkodzenie spowodowane chwilowym zetknięciem dyszy z materiałem; po prawej – widoczne dwa rowki, które są wynikiem kontaktem o wystające elementy fig. 12. plasma nozzles: on the left – a damage caused by a temporary contact of a nozzle with the material; on the right – two visible grooves, which are the result of a contact with protruding elements rys. 13. głowice osłonowe fig. 13. cover heads rys. 10. zgięty palnik i zniszczona tuba fig. 10. bent torch and a destroyed tube rys. 11. użebrowanie stołu plazmowego – kąt ok. 45° fig. 11. plasma table finning – angle of about 45° miejsce wcięcia punkt 0,0miejsce napunktowania zniszczenie dyszy plazmowej  i osłony głowicy cięcie plazmowe powoduje wprowadzenie do materiału dużej ilości ciepła. uzależnione jest to od grubości blachy, a także prędkości samego procesu. ciepło połączone z rozdzielaniem materiału na mniejsze elementy niejednokrotnie powoduje, że w trakcie ujawniają się naprężenia znajdujące się w stali. uwolnienie ich prowadzi do odkształceń poszczególnych detali. bardzo często w takiej sytuacji po zakończeniu cięcia element energicznym ruchem odbija i uderza w palnik od spodu, uszkadzając tym samym dyszę gazową. nagłe zmiany wysokości stwarzają możliwość zetknięcia otworu dyszy z materiałem, co spowoduje jej uszkodzenie (rys. 12). inny element, jakim jest głowica osłonowa, zużywa się poprzez oddziaływanie wysokiej temperatury, jak również przez uszkodzenia mechaniczne (zahaczanie bokami o wystające, rozgrzane elementy)(rys. 13). zachowanie wyciętego elementu może być bardzo różne. wiele zależy od gatunku materiału, grubości, a także od pro cesu wytwarzania. dzięki odpowiednim czujnikom palnik obniża się (lub podnosi), tak aby zachować podaną długość łuku plazmowego albo wartość napięcia. odległość palnika jest wprost proporcjonalna do długości łuku – im odległość jest większa, tym napięcie jest większe i odwrotnie. wspomniane zjawiska dotyczące uwalniania się naprężeń własnych spowodowane są poprzez lokalne nagrzewanie blachy [3], a także są wynikiem procesu walcowania blachy w hucie [4]. należy podkreślić, że odkształcenia detali podczas cięcia są kwestią problematyczną z kilku powodów: utrudniają cięcie, mogą powodować przesuwanie się danych elementów na stole plazmowym (uszkadzając je), czy doprowadzić do zniszczenia palnika lub jego elementów. problem z odkształcaniem blach jest spotykany głównie przy cięciu cieńszych materiałów – oczywiście istotne są również ich gabaryty, im blacha grubsza tym jej sztywność jest większa. występowanie naprężeń i odkształceń nie jest jednak tak oczywiste i powtarzalne. wielokrotnie nie pojawiają się żadne komplikacje podczas pracy, innym razem odkształcenia mogą sięgać nawet kilkudziesięciu milimetrów w pionie, co powoduje konieczność zatrzymywania i ponownego wznawiania pracy (rys. 14). jest to uciążliwe i może powodować zdeformowanie/uszkodzenie powierzchni cięcia, co z kolei wymusi zastosowanie obróbki mechanicznej, a w niekorzystnych okolicznościach konieczność naprawy (poprzez napawanie) lub ostatecznie zezłomowanie. 45przegląd  spawalnictwa vol. 90 6/2018 rys. 14. znaczne odkształcenie wypalanych blach o grubości 1 mm fig. 14. significant deformation of burnt sheet metal of 1 mm thick rys. 15. zbyt niskie opuszczenie osłon mogą uniemożliwiać dobrą obserwację fig. 15. moving down the covers too low may prevent a proper observation zabezpieczenie przed kolizją z materiałem jest bardzo trudne, ponieważ czym innym jest lekkie, wolne dotknięcie albo zbliżenie się materiału do palnika (wówczas najczęściej zadziała system antykolizyjny, jeśli dane urządzenie jest wyposażone), a czym innym zaś nagłe uderzenie z dołu lub boku. w związku z powyższym ważna jest odległość dzieląca osłonę od materiału ciętego (której zadaniem jest zasłonięcie łuku plazmowego), ponieważ jeśli jest zbyt blisko blachy to uniemożliwia operatorowi zaobserwowanie nieprawidłowości (rys. 15). podsumowanie  reasumując, cięcie plazmowe jest operacją, podczas której może dojść do zniszczenia palnika, jego elementów a czasem także ciętego materiału. częstym powodem takiego stanu rzeczy są błędy ludzkie, m.in. brak wyobraźni, nieumiejętność przewidywania pewnych zachowań zarówno urządzenia, jak i materiału ciętego, czy w końcu nieodpowiednia kontrola samego procesu. omówione zdarzenia mogą generować niepotrzebne koszty związane z wymianą główki palnika (podzespołów), straty związane z ewentualnym złomowaniem danego detalu, jak również konieczność zatrzymania toku produkcyjnego i przeprowadzenie naprawy. dobrym zwyczajem jest wprowadzenie zasady, aby po każdym takim zdarzeniu, przeanalizować sytuację i określić, dlaczego do tego doszło i jak w przyszłości można temu zapobiec. nie bez znaczenia są także szkolenia poszczególnych pracowników i uczulanie ich na konkretne sytuacje. literatura [1] praca zbiorowa: poradnik inżyniera spawalnictwo, tom 2, wydawnictwa naukowo-techniczne, warszawa 2003. [2] instrukcja obsługi przecinarki plazmowej stigal vx standard [3] słania j.: plany spawania. teoria i praktyka. agenda wydawnicza simp redakcja przegląd spawalnictwa, warszawa 2013. [4] ferenc k., ferenc j.: konstrukcje spawane. połączenia. wydawnictwa naukowo-techniczne, warszawa 2006. [5] vanschen w.: plasmaschneiden – teil 1prinzip, düsengeometrien, gase. der praktiker, 2004, t. 56, nr 1, s. 22-24. [6] vanschen w.: plasmaschneiden – teil 2 leistungs und qualitätsbeeinflussungen, arbeitssicherheit und gesundheitsschutz. der praktiker, 2004, t. 56, nr 2, s. 48-51. ps 7 2016 www.pdf 5przegląd  spawalnictwa       vol. 88 7/2016 badanie złączy spawanych   innowacyjnej rury kompozytowej dla energetyki the welded joints research of innovative composite pipe for energy industry inż. natalia konieczna; dr inż. stanisław lalik – instytut nauki o materiałach politechniki śląskiej. autor korespondencyjny/corresponding author: n.konieczna@onet.pl streszczenie celem prowadzonych badań była ocena jakościowa złączy spawanych ze spoinami pachwinowymi w konfiguracji rura kompozytowa – płaskownik oraz określenie wpływu energii liniowej spawania podczas spawania złączy. złącze spawane złożone z rury kompozytowej 3r12/4l7 oraz płaskownika ze stali x6crni18-10 zostało poddane badaniom makroskopowym i mikroskopowym, następnie wykonano pomiar twardości metodą vickersa, a także przeprowadzono technologiczną próbę rozciągania. uzyskane wyniki świadczą o wysokiej jakości połączenia spawanego oraz wpływie zastosowanej energii liniowej spawania na poszczególne obszary złącza spawanego. słowa kluczowe: materiały bimetalowe; materiały innowacyjne; złącza spawane rury kompozytowej abstract the object of study was to estimate the quality of the welded joints with fillet welds in the configuration of composite pipe – steel flat and determine the effect of arc linear energy welding joints. welded joint consisting of a composite pipe 3r12/4l7 and flat of steel x6crni18-10 has been tested macroscopic and microscopic, then measured for hardness with vickers method and a technological tensile test was conducted. the results show of the high quality of the welded joint and the effect of the applied arc linear energy to the different areas of the welded joint. keywords:  bimetallic materials; innovative materials; welded joints of composite pipe wstęp rozwój stali nowej generacji jest ściśle związany z ciągle rozwijającym się przemysłem energetycznym. obecnie energetyka w polsce dąży do wprowadzenia kotłów o parametrach supernadkrytycznych, co bezpośrednio wpływa na zwiększenie sprawności, która może oscylować w granicach 42 ÷ 46% [1,2]. zwiększenie sprawności prowadzi tym samym do zmniejszenia emisji zanieczyszczeń w postaci pyłów, co2, so2 i nox. powyższa progresywność pozwala wykazać się nowoczesnej inżynierii materiałowej w zakresie projektowania i wytwarzania innowacyjnych, oraz żarowytrzymałych materiałów przeznaczonych na konstrukcje energetyczne [3÷5]. materiały te powinny charakteryzować się przede wszystkim dobrą spawalnością, a także wytrzymałością na pełzanie, stabilnością strukturalną oraz odpornością na szoki termiczne [6÷9]. jednym z innowacyjnych, dotąd niestosowanych rozwiązań jest wykonanie materiału nowej generacji, jakim jest rura kompozytowa złożona z dwóch rodzajów stali połączonych poprzez walcowanie. materiał nowej generacji może być stosowany wszędzie tam, gdzie warunki na zewnątrz i wewnątrz rury podczas jej pracy różnią się od siebie w sposób znaczący. rury kompozytowe mogą być również zastosowane na wymagające elementy kotła energetycznego, jak np. ściany szczelne, ale także elementy kotła odzysknicowego [10÷12]. natalia konieczna, stanisław lalik celem niniejszego artykułu jest porównanie złączy spawanych wykonanych z różnym natężeniem prądu, a także jakościowa ocena złączy spawanych rur kompozytowych z płaskownikiem na podstawie wyników badań mikrostruktury, pomiarów twardości oraz technologicznej próby rozciągania. materiał i metodyka badań materiał do badań stanowiły złącza spawane ze spoinami pachwinowymi z rur kompozytowych i płaskownika o składzie chemicznym podanym w tablicy i. na rurę kompozytową o średnicy φ 50,80 mm oraz grubości g = 3,78 mm, składa się rura zewnętrzna sandvik 3r12 (asme 304l) o mikrostrukturze austenitycznej i rura wewnętrzna sandvik 4l7 (asme sa-2010a1) o mikrostrukturze ferrytyczno-perlitycznej. grubość rury ze stali 3r12 g = 1,30 mm, natomiast ze stali 4l7 g = 3,78 mm. płaskownik o grubości g = 6 mm został wykonany ze stali x6crni18-10. złącza spawane złożone z rury i płaskownika spojono łukiem krytym (121) z użyciem drutu spawalniczego lns 304l (iso14343: s 19 19 l) i topnika p2007 (iso 14174: sa af2 64 ac h5 2-20). próbki do badań oznaczono zgodnie z tablicą ii. badania strukturalne prowadzono na zgładach wytrawionych w 10% kwasie przeglad welding technology review 6 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 7/2016 szczawiowym przy napięciu 6 v. obserwacje prowadzono przy pomocy mikroskopu metalograficznego olympus gx 51, natomiast próbę twardości przeprowadzono na twardościomierzu zwick metodą vickersa. technologiczną próbę rozciągania złączy spawanych złożonych z rury kompozytowej z płaskownikiem wykonano na maszynie wytrzymałościowej w celu określenia wytrzymałości na rozciąganie fragmentu panela ściany szczelnej. wyniki i ich dyskusja wyniki badań makroskopowych złączy spawanych rura kompozytowa – płaskownik przedstawiono na rysunku 1, natomiast wyniki badań mikrostrukturalnych zostały przedstawione na rysunku 2 oraz na rysunku 3. z analizy makrostrukturalnej złączy spawanych wynika, że w próbce o większym natężeniu prądu wynoszącym 360 a dochodzi do głębszego wtopienia spoiny (rys. 1a) niż w próbce o zastosowaniu natężenia prądu o wartości 300 a (rys. 1b). w złączu nr 1 spoiny nachodzą na siebie, natomiast w złączu nr 2 spoiny nie stykają się, są oddzielone materiałem płaskownika. badanie mikrostruktury swc złączy spawanych (rys. 2) pozwala stwierdzić, że w próbce nr 2 (rys. 2b) mikrostruktura jest bardziej drobnoziarnista w porównaniu do próbki nr 1 (rys. 1a), co świadczy o wpływie zastosowanego natężenia prądu i energii liniowej spawania. co więcej na rysunku 2a można wyróżnić obszar złożony z gruboziarnistej mikrostruktury ferrytyczno-perlitycznej, strefę mikrostruktury drobnoziarnistej oraz strefę odwęgloną. złącze spawane, w którym zastosowano niższe parametry spawania charakteryzuje się drobnoziarnistą mikrostrukturą oraz strefą odwęgloną (rys. 2b). na podstawie analizy literatury [13] można stwierdzić, że odwęglenie jest charakterystyczne dla połączeń o odmiennym składzie chemicznym, co wynika z różnej prędkości dyfuzji węgla. struktura strefy odwęglonej charakteryzuje się grubymi ziarnami ferrytu. podczas długiej eksploatacji, obszar odwęglony może powodować zmniejszenie odporności na zmęczenie cieplne, a także spadek stal c si mn p s cr ni mo 4l7 0,192 0,274 0,696 0,007 0,010 0,076 0,050 0,018 v ti cu al nb n 0,002 0,005 0,086 0,009 0,00 0,0069 3r12 c si mn p s cr ni mo 0,012 0,36 1,19 0,023 0,0052 18,47 10,12 0,29 v ti cu al nb n 0,050 0,009 0,35 0,003 0,01 0,052 x6crni18-10 c si mn p s cr ni mo 0,05 0,35 1,35 0,018 0,007 18,20 10,02 0,11 tablica i. skład chemiczny złącza spawanego rury kompozytowej i płaskownika, % mas. table i. chemical composition of the welded joint of composite pipe and flat bar, % mass. wytrzymałości na pełzanie i w konsekwencji wywołać awarie urządzeń energetycznych. na rysunku 3a przedstawiono mikrostrukturę swc spoiny należącej do złącza spawanego większym natężeniem prądu (złącze spawane nr 1). wykonane obserwacje mikrostruktury potwierdzają głębokie wtopienie spoin oraz większą szerokość swc w omawianym złączu. szerokość swc zależy od zastosowanej metody spawania i parametrów technologicznych. mikrostruktura spoiny (rys. 3a i rys. 3b) ma charakterystyczną budowę dendrytyczną. potwierdzono drobnoziarnistą mikrostrukturę ferrytyczno – perlityczną rury 4l7 (rys. 3c). z analizy mikrostruktury przedstawionej na rysunku 3d wynika, że płaskownik posiada mikrostrukturę austenityczną z pasmowym wydzieleniem węglików.   a)   b) rys. 1. a) makrostruktura złącza spawanego nr 1 złożonego z rury 3r12/4l7 i płaskownika x6crni18-10 wraz z oznaczeniem spoin, b) makrostruktura złącza spawanego nr 2 złożonego z rury 3r12/4l7 i płaskownika x6crni18-10 wraz z oznaczeniem spoin fig.  1. a) macrostructure of the welded joint no. 1 consisting of 3r12/4l7 pipe and x6crni18-10 flat bar, b) macrostructure of the welded joint no. 2 consisting of 3r12/4l7 pipe and x6crni18-10 flat bar    1    3    4   2    1    3    4   2 z analizy wyników pomiarów twardości (tablica iii) wynika, że najwyższą twardością w obu przypadkach złączy spawanych rur ze stali 3r12/4l7, charakteryzuje się materiał rodzimy płaskownika (próbka nr 1 245 hv1, próbka nr 2 – 222 hv1). natomiast najniższą twardością charakteryzuje się swc rury ferrytyczno-perlitycznej zarówno w próbce nr 1 (126 hv1) i próbce nr 2 (141 hv1). zaobserwowano wpływ 7przegląd  spawalnictwa       vol. 88 7/2016 energii liniowej spawania na zmianę twardości w poszczególnych strefach złącza. wraz z zastosowaniem większej energii liniowej spawania, spoina staje się twardsza, a tym samym mniej plastyczna, co może prowadzić do jej pęknięcia w złożonym stanie naprężeń. wykonane badanie technologicznej próby rozciągania na złączach spawanych złożonych z rur kompozytowych i płaskowników (rys. 4) wykazało, że zerwanie próbki nastąpiło poza złączem spawanym. świadczy to o wysokiej wytrzymałości spoiny.   a)   b) rys.  2.  a) mikrostruktura swc rury 4l7 złącza spawanego nr 1, b) mikrostruktura swc rury 4l7 złącza spawanego nr 2 fig. 2. a) heat affected zone microstructure of 4l7 pipe welded joint no. 1, b) heat affected zone microstructure of 4l7 pipe welded joint no. 2 rys. 3. a) mikrostruktura swc spoiny w próbce nr 1, b) mikrostruktura swc spoiny w próbce nr 2, c) mikrostruktura rury 4l7 w próbce nr 2, d) mikrostruktura płaskownika w próbce nr 1 fig. 3. a) heat affected zone microstructure of the weld on sample no. 1, b) heat affected zone microstructure of the weld on sample no. 2, c) microstructure of 4l7 pipe on sample no. 2, d) microstructure of flat bar on sample no. 1   a)   b)   c)   d) nr próbki wraz   ze spoinąpomiaru twardości próbka nr 1  spoina 1 próbka nr 2 spoina 1 materiał rodzimy płaskownika 245, 230, 237 216, 212, 222 sfera wpływu ciepła płaskownika 245, 231, 230 191, 187, 200 spoina 224, 227, 215 167, 166, 174 sfera wpływu ciepła rury austenitycznej 236, 229, 228 199, 201, 199 materiał rodzimy rury austenitycznej 221, 225, 228 198, 212, 212 sfera wpływu ciepła rury   ferrytyczno-perlitycznej 189, 193, 199 208, 191, 203 materiał rodzimy rury   ferrytyczno-perlitycznej 126, 119, 121 127, 141, 120 tablica iii. wyniki pomiarów twardości hv1 w złączu spawanym rura – płaskownik table iii. the results of measurements of hv1 hardness in a pipe – flat bar welded joint rys. 4. widok złącza spawanego a) przed technologiczną próbą rozciągania, b) po technologicznej próbie rozciągania fig. 4. view of welded joint a) before technological tensile test, b) after technological tensile test   a)   b) 8 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 7/2016 literatura [1] a. hernas, j. pasternak, s. fudali, j. witkowski, „właściwości technologiczne nowych materiałów przeznaczonych do budowy kotłów na parametry nadkrytyczne”, praca zbiorowa pod red. a. hernasa: procesy niszczenia oraz powłoki ochronne stosowane w energetyce, s.255-274, 2015. [2] a. hernas, „żarowytrzymałość stali i stopów”, wydawnictwo politechniki śląskiej, gliwice, 1999. [3] s. lalik, g. niewielski, „spawanie stali przeznaczonych na elementy nadkrytyczne kotłów”, inżynieria materiałowa, nr 6, s.727-728, 2003. [4] e. tasak, a. ziewiec, „spawalność materiałów konstrukcyjnych. tom 1. spawalność stali”, wydawnictwo jak kraków, 2009. [5] m. łomozik, „żarowytrzymałe stale konstrukcyjne dla przemysłu energetycznego – wczoraj i dziś”, biuletyn instytutu spawalnictwa, nr 5, s.52-53, 2013. [6] e. tasak, „metalurgia spawania”, wydawnictwo jak, kraków, 2008. [7] j. pasternak, s. fudali, a. hernas, m. staszewski, „stale austenityczne do zastosowań w kotłach o parametrach nadkrytycznych”, energetyka, zeszyt tematyczny, nr 18, s.100-103, 2008. [8] p. jamrozik, m. sozańska, j. pasternak, „właściwości mechaniczne złączy spawanych ze stali sanicro 25 oraz stopu hr6w”, przegląd spawalnictwa, nr 10, s. 39-45, 2013. [9] p. urbańczyk, j. słania, g. golański, m. matusik, „wpływ pełzania na uszkodzenia złącza spawanego rurociągu pary świeżej”, przegląd spawalnictwa, nr 4, s. 23-31, 2014 [10] j. adamski, a. balcerzyk, s. lalik, „badania przemysłowe gazoszczelnych ścian rurowych i wężownic ze stali nowej generacji”, energetyka, nr 10, s.645-647, 2015. [11] sandvik 3r12/4l7, “composite tubes for recovery boilers and other boiler applications”, sandvik materials technology, 2012. [12] m. blicharski, „zmiany mikrostruktury w połączeniach spawanych różnoimiennych materiałów stosowanych w energetyce”, przegląd spawalnictwa, nr 3, s. 2-13, 2013 [13] e. tasak, a. ziewiec, k. ziewiec, „problemy występujące przy spawaniu i naprawie spoin stali różnorodnych”, archiwum hutnictwa, nr 21, s.221226, 2006. podsumowanie na podstawie przeprowadzonych badań metalograficznych, analizy twardości oraz technologicznej próby rozciągania złącza spawanego rury kompozytowej 3r12/4l7 i płaskownika ze stali x6crni18-10, a także analizy literatury dotyczącej złączy spawanych można sformułować następujące wnioski: – złącza spawane oznaczone jako nr 1 i nr 2 mają poprawną budowę geometryczną i są wolne od niezgodności spawalniczych. – przeprowadzone badania mikrostruktury pozwalają stwierdzić, że płaskownik charakteryzuje się mikrostrukturą austenityczną, natomiast spoina ma budowę dendrytyczną. – w obu przypadkach złącza spawanego (nr 1 i nr 2) z rury 3r12/4l7 oraz płaskownika x6crni18-10 zaobserwowano najwyższą twardość w materiale rodzimym płaskownika, a najmniejszą w materiale rodzimym stali ferrytyczno-perlitycznej. – zwiększenie energii liniowej spawania wpływa na zmniejszenie twardości w poszczególnych strefach złącza spawanego. – przeprowadzona technologiczna próba rozciągania złącza spawanego potwierdziła wysoką wytrzymałość i jakość połączeń; zerwanie próbki nastąpiło poza złączem spawanym. nr 9 2014 lr.pdf 45przegląd spawalnictwa 9/2014 spawanie w pozycji pf metodą mma z wykorzystaniem nowej funkcji up w zasilaczach inwertorowych zbudowanych w technice micor mma welding in pf position using   the new function up of the power inverter   built in micor technology tomasz chmielewski marek węglowski krzysztof kudła dr hab. inż. tomasz chmielewski, prof. pw – politechnika warszawska, dr inż. marek węglowski – rywal-rhc sp. z o.o., dr inż. krzysztof kudła – politechnika częstochowska. autor korespondencyjny/corresponding author: t.chmielewski@wip.pw.edu.pl wstęp jedną z często stosowanych metod łączenia metali jest ręczne spawanie elektrodą otuloną. metoda ta charakteryzuje się wieloma korzystnymi cechami, często niedocenianymi przez wielu użytkowników, ponieważ oceniana jest głównie przez pryzmat stosunkowo niskiej wydajności. spawanie elektrodami otulonymi wykorzystywane jest zarówno w zastosowaniach amatorskich jak i w produkcji spawalniczej, na montażu, do napawania regeneracyjnego [1÷4] i modyfikacji powierzchni. artykuł przedstawia m.in. zastosowanie nowej funkcji w systemie sterowania nowoczesnych urządzeń spawalniczych, przeznaczonych do spawania metodą mma w technice micor. funkcja ta umożliwia podwyższenie jakości spawania elektrodami otulonymi w pozycjach przymusowych (pf, ph) z zastosowaniem impulsowej modulacji prądu, zwiększającej stabilność spawania przy jednoczesnym podwyższeniu jakości złączy spawanych i wydajności procesu. streszczenie w artykule przedstawiono nową odmianę metody mma up w technice micor przeznaczoną do wykonywnia spoin pachwinowych w pozycji pf i ph stali niestopowych. opisano budowę inwertorowych zasilaczy spawalniczych. zaprezentowano zewnętrzne charakterystyki statyczną i dynamiczną prezentowanego urządzenia. opisano wpływ właściwości urządzenia na funkcjonowanie odmiany up mma micor. scharakteryzowano spoiny wykonane w technice up micor oraz porównano ich właściwości do spoin wykonanych tradycyjną metodą mma w pozycji pf. słowa kluczowe: spawanie impulsowe, elektroda otulona, spawalnicze zasilacze inwertorowe abstract this paper presents the results of experimental studies devoted to welding of low alloy steel in pf and ph position with new up mma micor technology. the construction of inverter welding power source has been discussed. the external static and dynamic characteristics of presented apparatus have been described. in the second part of the paper the effect of the properties of the device on the operation of up mma micor solution has been shown. the welds obtained by up mma micor technique has been characterized and their properties were compared with welds made using conventional mma method in pf position. keywords: puls welding, coated electrode, welding inverters 46 przegląd spawalnictwa 9/2014 przekształtniki z wewnętrzną przemianą częstotliwości zasilacze łuku spawalniczego nowej generacji, do której należą przekształtniki z wewnętrzną przemianą częstotliwości po stronie pierwotnej transformatora, zwane inwertorami lub zasilaczami inwersyjnymi, funkcjonują od blisko 30 lat [7, 8]. budowa tego typu zasilaczy oparta jest na zastosowaniu w urządzeniach spawalniczych, tranzystorów o dużej mocy i wysokim dopuszczalnym napięciu obciążenia. inwertorowe spawalnicze źródła energii konstrukcyjnie różnią się znacząco od zasilaczy łuku spawalniczego opartych na prostownikach diodowych lub tyrystorowych [7÷9, 11÷13]. schemat blokowy przekształtnika z wewnętrzną przemianą częstotliwości po stronie pierwotnej pokazano na rysunku 1. składa się on z następujących głównych zespołów: – prostownika napięcia sieci zasilającej jednolub trójfazowego (1), – filtra pojemnościowego napięcia wyprostowanego (2), – falownika tranzystorowego (3), – transformatora podwyższonej częstotliwości (4), – prostownika wtórnego podwyższonej częstotliwości (5), – dławika filtrującego (6). rys. 1. schemat blokowy przekształtnika z wewnętrzną przemianą częstotliwości po stronie pierwotnej; us – układ sterowania, regulacji i zabezpieczeń [4] fig. 1. block diagram of the converter with internal conversion of frequency on the primary side; u.s. – the control unit and electrical protection system [4] (1) (2) (3) (4) (5) (6) w 2005 r. firma lorch przedstawiła i opatentowała swoje rozwiązanie pod nazwą „superresonant seriesparallel bridge converter”, wykonane w technice micor. założenia teoretyczne tego rodzaju rozwiązania opisano w literaturze znacznie wcześniej [5, 10]. różnice w stosunku do klasycznego zasilacza z przemianą częstotliwości po stronie pierwotnej są następujące: po stronie pierwotnej zastosowano dwa falowniki oraz dwa transformatory wysokiej częstotliwości pracujące synchronicznie połączone w jeden układ elektryczny. kolejną różnicę stanowi zastosowanie między falownikiem i przed transformatorem cewki wysokiej częstotliwości ls oraz kondensatora cs, które razem z transformatorem tworzą układ rezonansowy. napięcie przechodząc przez cewkę jest indukowane i podwyższane. zastosowanie kondensatora o odpowiedniej pojemności powoduje magazynowanie ładunku, a po naładowaniu kondensatora procesor wyłącza falownik, czego skutkiem jest rozładowanie kondensatora. dzięki temu, urządzenia inwertorowe zbudowane w technice micor mają odpowiednio duży zapas napięcia, umożliwiający stabilny łuk, niewrażliwy na zakłócenia powstające podczas spawania. zmiana konstrukcji wewnętrznej urządzenia spowodowała zdecydowane zmniejszenie masy urządzeń. przykładowo, masa urządzenia 350÷400 a wynosi 18 kg, czyli o ponad połowę mniej niż ma to miejsce w klasycznych zasilaczach inwertorowych. szczegóły budowy i pełną charakterystykę zasilaczy inwertorowych wykonanych w technice micor opisano w artykule [3]. zewnętrzne charakterystyki statyczne badanych źródeł prądowych zewnętrzna charakterystyka statyczna spawalniczego źródła zasilania przedstawia zależność napięcia mierzonego na zaciskach wyjściowych źródła w funkcji prądu płynącego w obwodzie zewnętrznym w warunkach rezystancyjnego obciążenia symulującego łuk spawalniczy. badaniom poddano zasilacz inwertorowy wykonany w technice micor – x350 lorch. wyniki pomiarów charakterystyk statycznych zasilacza inwertorowego wykonanego w technice micor przedstawiono na rysunku 2. rys. 2. charakterystyki zewnętrzne statyczne źródła inwertorowego wykonanego w technice micor -x 350 lorch fig. 2. external static characteristic of the welding inverter x-350 lorch based on the micor technology ważną zaletą źródeł prądowych wykonanych w technice micor jest m.in. zabezpieczenie spawacza przed porażeniem prądem podczas przerw w pracy, przez zastosowanie niskiego „napięcia spoczynkowego” (stand by voltage) na poziomie 24 v. jednocześnie zastosowanie wysokiej wartości napięcia stanu 47przegląd spawalnictwa 9/2014 jałowego, na dopuszczalnym poziomie osiągającym nawet 100 v, powoduje silne zjonizowanie przestrzeni międzyelektrodowej, efektem czego jest wysoka stabilność łuku, przy braku trwałych zwarć elektrody oraz polepszenie ponownych zapłonów łuku spowodowanych m.in. spawaniem w pozycjach przymusowych lub niewłaściwym osuszeniem i niską jakością elektrod. dzięki zastosowaniu wysokiego napięcia w obszarze niskiego natężenia prądu spawania uzyskuje się wysoką elastyczność łuku, szczególnie podczas dużych wahań jego długości, spowodowanych różnymi zakłóceniami zewnętrznymi. takie rozwiązanie zapobiega wygaszaniu łuku przy dużej zmienności napięcia spawania oraz daje lepszy komfort pracy spawacza. w źródłach zbudowanych w oparciu o technikę micor istnieje możliwość wyboru trybu spawania właściwego dla elektrod rutylowych, zasadowych i celulozowych. w przypadku spawania elektrodami zasadowymi stosuje się charakterystykę statyczną zewnętrzną z funkcją force arc zwiększającą natężenie prądu w czasie znacznego obniżenia napięcia łuku podczas jego skrócenia lub zwarcia kropli ciekłego metalu z jeziorkiem spawalniczym. wzrost prądu powoduje krótkotrwałe zwiększenie siły elektrodynamicznej, skutkując szybkim odcięciem kropli od końca elektrody. w przypadku spawania elektrodami celulozowymi napięcie na odcinku poziomym charakterystyki utrzymywane jest na wysokim poziomie około 70 v. zapobiega to wygaszeniu łuku przy znacznym jego wydłużeniu, co jest charakterystyczne dla spawania z użyciem tego typu elektrod. w punkcie pracy charakterystyka statyczna jest stałoprądowa również z dodatkową funkcją force arc. dzięki zastosowaniu innowacyjnych rozwiązań w urządzeniach budowanych w technice micor możliwe jest zastosowanie dużej rezerwy napięcia. niekwestionowaną zaletą jest o ponad połowę niższa masa urządzenia w stosunku do klasycznych zasilaczy inwertorowych. zewnętrzne charakterystyki dynamiczne zasilaczy celem określenia dynamicznych właściwości nowej generacji zasilaczy budowanych w technice micor, przeprowadzono próby spawania z jednoczesną rejestracja prądu spawania i napięcia łuku podczas spawania w pozycjach przymusowych pf/ph z zastosowaniem funkcji normal mma oraz nowej funkcji up mma z różnymi parametrami spawania. dla każdego urządzenia i każdej nastawy natężenia prądu wykonano 10 prób spawania, a do dalszej analizy wybrano reprezentatywne dla każdego przypadku spoiny i przyporządkowany im czasowy przebieg prądu i napięcia spawania (oscylogram). zarejestrowane podczas badań oscylogramy przedstawiono w tablicy i. porównując zarejestrowane przebiegi prądu i napięcia w czasie należy zauważyć, że różnią się istotnie między sobą. najbardziej zbliżone do siebie przebiegi dynamiczne w obydwu odmianach metody mma występują w czasie zwarć, przebieg prądu podczas zwarcia składa się z dwóch faz. w pierwszej występuje krótkotrwały pik prądowy mający za zadanie przygotowanie (podgrzanie) końca elektrody do utworzenia i odcięcia kropli, co następuje w drugiej fazie zwarcia. takie rozwiązanie polepsza warunki spawania związane z kontrolowanym transportem ciekłego metalu do jeziorka. opisane rozwiązanie nie jest spotykane w klasycznych źródłach inwertorowych. w technice micor uzyskanie tak dynamicznych zmian prądowych możliwe jest przez zastosowanie bardzo szybkich procesorów analizujących zmiany napięcia umożliwiając natychmiastową reakcję układu sterowania źródła prądu na zakłócenia podczas spawania wydłużając lub skracając poszczególne etapy przechodzenia kropli. w odmianie up mma po piku zwarciowym, nastętablica i. przebiegi prądu i napięcia spawania w funkcji czasu dla źródła klasycznego oraz funkcji up mma realizowanej w technice micor table i. the graphs of welding current and voltage as a function of time for classical power source and modern solution based up mma on the micor technology normal mma tecika micor x350 lorch up mma technika micor x350 lorch 48 przegląd spawalnictwa 9/2014 puje pik prądowy o dużo większej wartości który jest utrzymywany przez dłuższy czas, czemu towarzyszy strugowe przechodzenia kropli w łuku spawalniczym. częstotliwość zmian fazy zwarciowej i fazy natryskowo-strugowej wynosi 2 hz. najistotniejszą cechą charakterystyczną metody up mma jest ułatwione spawanie w pozycji pionowej pf. metoda ta umożliwia spawanie z większą prędkością niż w czasie klasycznego spawania metodą mma w pozycjach przymusowych. technika spawania w pozycji pf metodą up mma nie wymaga wykonywania ściegów zakosowych i wystarczy jedynie prostoliniowe prowadzenie uchwytu z dołu do góry. cykl spawania w odmianie up mma charakteryzuje się dwiema fazami. pierwszą jest łuk zwarciowy, który ma za zadanie uzyskanie głębokiego wtopienia w materiał rodzimy, przy mniejszej gęstości prądu. druga faza to przechodzenie kropli przy wykorzystaniu impulsu o dużej gęstości prądu, która powoduje silniejsze nagrzewanie jeziorka spawalniczego i jego rozpływanie. na podstawie przeprowadzonych prób spawania stwierdzono, że prędkość spawania w pozycji pf w odmianie up mma w stosunku do odmiany normal mma jest o 12% większa. wybrane właściwości spoin przeprowadzono badania metalograficzne wybranych spoin wykonanych elektrodami otulonymi gatunku most 6013 średnicy 3,2 mm [6] (wg pn-en iso 2560-e38 or 12; aws – a 5.1 e 6013), materiał rodzimy stanowiła stal s235jr. na rysunku 3 pokazano przekroje spoin wykonanych dwiema technikami. górna spoina została wykonana w sposób tradycyjny w trybie normal mma z zakosowym prowadzeniem elektrody. dolna spoina została wykonania z wykorzystaniem funkcji up mma micor z prostoliniowym prowadzeniem elektrody. technika up mma umożliwia wykonanie spoiny pachwinowej w pozycji pf bez generowania nadmiernej objętości spoiny, co niestety podczas tradycyjnego spawania w pozycji pf jest nieuniknione ze względu na konieczność prowadzenia elektrody ruchem zakosowym. ściegi wypełniające spoin o wymaganej dużej objętości, w technice up mma wykonuje się również ruchem prostoliniowym, co umożliwia ograniczenie odkształcenia kątowego spoiny w stosunku do spoiny wielościegowej wykonywanej ruchem zakosowym. na rysunku 4 zobrazowano rozkłady twardości w porównywanych spoinach wykonane w przekroju poprzecznym spoin od strony lica. różnica w obu wykresach ogranicza się jedynie do zakresu szerokości obszaru reprezentującego twardość stopiwa. pomimo różnych warunków nagrzewania spawanego materiału, nie zaobserwowano różnicy w rozkładzie twardości w swc. na rysunku 5 zaprezentowano mikrostrukturę spoiny wykonanej w technice up mma oraz zaznaczono pomiary charakterystycznych właściwości, jak: głębokość wtopienia, szerokość swc oraz wysokość spoiny. na szczególną uwagę zasługuje stosunkowo duża głębokość wtopienia w grani, co nie jest łatwo osiągalne podczas spawania tradycyjnego pf z zakosowym ruchem prowadzenia elektrody. rys. 4. rozkłady twardości w spoinach pachwinowych od strony lica fig. 4. distributions of hardness in fillet welds from side of the face rys. 3. spoiny pachwinowe wykonane w pozycji pf, górna – normal mma, dolna – up mma micor fig. 3. fillet welds produced in pf position, upper – standard mma, lower – up mma micor rys. 5. mikrostruktura spoiny pachwinowej wykonanej w pozycji ph z zastosowaniem funkcji up mma micor, z zaznaczonymi pomiarami: głębokości wtopienia, swc, wysokości spoiny fig. 5. microstructure of fillet weld produced in ph position with up mma micor technology, with marked measurements: depth of fusion penetration, haz, and weld height 1000 µm 950 µm 1180 µm 4580 µm 1160 µm 1050 µm 1100 µm 49przegląd spawalnictwa 9/2014 podsumowanie rozwój urządzeń spawalniczych ma wciąż miejsce, szczególnie ma to odzwierciedlenie w kontekście modyfikacji układów zasilania i sterowania. w ostatnich latach na rynku urządzeń spawalniczych miało miejsce kilka nowatorskich i zaawansowanych rozwiązań konstrukcyjnych źródeł energii do spawania łukowego. należy do nich niewątpliwie opisana w artykule technika micor. charakterystyczne właściwości zasilaczy inwertorowych, których efekty w postaci wysokiej stabilności procesu spawania oraz znacznej (ok. 50%) redukcji masy silnie wpływają na poszerzenie zakresu przydatności technologicznej zarówno samej metody mma, jak i spawania w ogóle. wprowadzenie funkcji up mma zdecydowanie wpływa na zmianę warunków spawania spoin pachwinowych w pozycjach pf oraz ph ułatwiając wykonywanie ściegów z prostoliniowym prowadzeniem elektrody. literatura [1] chmielewski t., golański d.: znaczenie spawalnictwa w procesie remanufacturingu. przegląd spawalnictwa 6/2011, s. 29-32. [2] chmielewski t., węglowski m.: analiza rynku spawalniczego w polsce pod względem sprzedaży urządzeń oraz materiałów spawalniczych. przegląd spawalnictwa 6/2010, s. 28-31. [3] chmielewski t., węglowski m., kudła k.: „nowe funkcje zasilaczy inwertorowych zbudowanych techniką micor do metody mma”, przegląd spawalnictwa 10/2013, s. 59-64. [4] dobaj e.: maszyny i urządzenia spawalnicze. wydawnictwo naukowo-techniczne, warszawa, 1998. [5] fisher r.a., steigerwald r.l., saj c.f.: a frequency/pwm controlled converter with two independently regulated outputs. hfpc proceedings, pp. 459-471, may, 1989. [6] katalog rywal-rhc, wydanie trzecie, toruń, 2011 r. [7] kensik r.: „eksploatacja urządzeń spawalniczych. część i. źródła spawalnicze. skrypt politechniki częstochowskiej, częstochowa, 1995. [8] kolasa a.: cyfrowa rewolucja w spawalnictwie. przegląd spawalnictwa 10-11/1998. [9] kolasa a., cegielski p., michalis a.: nowe krajowe wielofunkcyjne źródło energii elektryczne do spawania łukowego. przegląd spawalnictwa 8-10/2002. [10] steigerwald r. l.: a comparison of half-bridge resonant converter topologies. apec proceedings, pp. 135-144, march, 1987. [11] węglowski m.: badania właściwości spawalniczych źródeł energii elektrycznej z wewnętrzną przemianą częstotliwości. rozprawa doktorska, warszawa, 2008. [12] węglowski m., chmielewski t., kudła k.: porównanie wybranych właściwości nowoczesnych spawalniczych inwertorowych źródeł energii przeznaczonych do spawania metodą mag. przegląd spawalnictwa 10/2009, s. 81-83. [13] węglowski m., kudła k.: porównanie klasycznych źródeł inwertorowych z inwertorami zbudowanymi w technice micor, biuletyn instytutu spawalnictwa 5/2012. miesięczne i roczne spisy treści oraz streszczenia artykułów opublikowanych w przeglądzie spawalnictwa są dostępne na stronie internetowej: www.pspaw.ps.pl 201312_pspaw_25gt.pdf 58 przegląd spawalnictwa 12/2013 anatolij a. dubov określanie lokalnych stref koncentracji naprężeń w wyrobach przemysłu maszynowego – brakujące ogniwo w systemie badań nieniszczących stress-strain state control of main gas pipelines   – the lacking link in assessment of their reliability prof. anato ij a. bo – energodiagnostika, moskwa. abstract a growing number of experts realize that the actual stress-strain state (sss) of main gas pipelines (mg) and compressor station gas line piping determines not only the pipe metal’s reliability but also the insulation reliability regardless of its application technology and qualitative composition. the necessity of gas pipelines sss non-destructive testing (ndt) occurs at various irregularities in soils (landslides, seasonal temperature fluctuations). the paper highlights the necessity of mg sss control during their repairs and extension of service lifetime. it is demonstrated that the lack of mg sss non-destructive testing (ndt) during their overhaul with insulation replacement leads to the fact that local developing defects in the maximum stress concentration zones remain undetected and are admitted for further long-term operation. efforts of the majority of experts involved in practical sss control are focused on the assessment of mean, volumetric stresses in the pipeline. at the same time it is known that the major sources of pipeline damages occurrence and development are local stress concentration zones (sczs). it is proposed to use the metal magnetic memory (mmm) method to assess the pipelines’ condition in local sczs. the mmm method does not require any preparatory works during the inspection and differs from other ndt methods by the fact that it indicates the stress concentration level, i.e. it indicates the degree of the detected defects hazard. capabilities of the mmm method for detecting of stress corrosion damages at an early stage of their development are presented. streszczenie coraz więcej specjalistów zdaje sobie sprawę, że faktyczny stan naprężenia i odkształcenia (sno) gazociągów magistralnych (gm) oraz rurociągów gazowych stacji kompresorowych określa nie tylko niezawodność materiałowa rur, ale również niezawodność izolacji, niezależnie od technologii jej nakładania i składu jakościowego. konieczność badań nieniszczących (ndt) sno rurociągów gazowych powstaje w przypadku rozmaitego rodzaju naruszeń w gruntach (osuwisk, sezonowych zmian temperatury itp.). w referacie zwrócono uwagę na konieczność prowadzenia badań nieniszczących gazociągów magistralnych podczas ich remontu i przedłużania okresu eksploatacyjnego. wykazano, że brak badań nieniszczących sno gm podczas ich remontu kapitalnego wraz z wymianą izolacji powoduje, iż uszkodzenia lokalne rozwijające się w strefach maksymalnej koncentracji naprężeń pozostają niewykryte i dopuszczone do dalszej eksploatacji na długi czas. wysiłki większości specjalistów zajmujących się badaniami ndt są skoncentrowane na ocenie średnich naprężeń objętościowych w rurociągu. jednocześnie wiadomo, że podstawowymi źródłami postawania i rozwoju uszkodzeń rurociągów są lokalne strefy koncentracji naprężeń (skn). do oceny stanu rurociągów gazowych w lokalnych skn proponowana jest metoda magnetyczna pamięci metalu (mpm). metoda ta nie wymaga żadnych prac przygotowawczych i różni się od innych metod ndt tym, że pokazuje poziom koncentracji naprężeń, tzn. wskazuje stopień niebezpieczeństwa wykrytych wad. przedstawiono możliwości metody mpm dotyczące określania uszkodzeń korozyjno-naprężeniowych na wczesnym etapie ich rozwoju. 59przegląd spawalnictwa 12/2013 podstawowymi źródłami uszkodzeń podczas eksploatacji wyrobów przemysłu maszynowego są obszary stref koncentracji naprężeń (skn), które powstają pod wpływem działania obciążeń roboczych przede wszystkim w miejscach występowania wad pochodzenia hutniczego i technologicznego (tzw. karbów). wady produkcyjne, hutnicze i technologiczne w wielu przypadkach powodują powstawanie w lokalnych strefach wyrobu wysokiego poziomu naprężeń szczątkowych (ns). kontrola ns wyrobów w poszczególnych przedsiębiorstwach prowadzona jest w sposób wyrywkowy. kontrolowany jest przy tym średni (objętościowy) poziom ns, a strefy lokalne ns powodowanych przez wady wewnętrzne metalu z zasady nie podlegają kontroli i są przepuszczane. poza tym nie wiadomo, gdzie takie strefy lokalne są rozmieszczone, ani w jaki sposób można je wykryć. zazwyczaj podczas diagnostyki wstępnej nie jest wykonywana kontrola pod kątem obecności naprężeń szczątkowych. z wymienionych powodów już podczas pierwszych lat eksploatacji wyrobów pod obciążeniem roboczym następuje ich naturalne brakowanie, które jest większości w przypadków wynikiem ich uszkodzeń. wady technologiczne i hutnicze, wywołując wysoki poziom ns w strefach lokalnych wyrobów, przy niekorzystnych połączeniach z naprężeniami eksploatacyjnymi, powodują przyśpieszony rozwój uszkodzeń. tradycyjne metody badań nieniszczących (ndt) ukierunkowane są na poszukiwanie i wykrywanie wad znajdujących się przeważnie na powierzchni wyrobów. wady wewnętrzne odlewów, różnego rodzaju niejednorodności struktury, a także technologiczne wady produkcyjne (wady spawania, walcowania, gięcia, obróbki cieplnej i inne), z powodu braku w większości zakładów produkcyjnych 100% kontroli jakości wyrobów, a także wskutek niedoskonałości stosowanych metod ndt, pozostają w wyrobach nie wykryte. jednocześnie same normy brakowania w metodach ndt stosowanych u producentów wyrobów są ukierunkowane na wykrywanie wad o rozmiarach wielokrotnie przekraczających rozmiary wad hutniczych. na przykład, zgodnie z normami badań ultradźwiękowych rur austenitycznych, dopuszczalne wady mają wymiary o długości nie przekraczającej 25 mm oraz szerokości i głębokości maks. 0,3 mm. jak wykazuje praktyka, wady hutnicze o mniejszych wymiarach, na które działają obciążenia robocze, stanowią także źródła uszkodzeń eksploatacyjnych. w warunkach eksploatacji wyrobów praktycznie wszystkie metody ndt ukierunkowane są na poszukiwanie wszelkiego rodzaju nieciągłości, których wymiary znacznie przekraczają wymiary wad wywołujących rozwój uszkodzeń. dlatego właśnie należy zauważyć, że brak kontroli ns w celu określenia obszarów koncentracji naprężeń w miejscach występowania wad struktury wyrobów, zarówno u producenta, jak i podczas eksploatacji, stanowi brakujące ogniwo w systemie badań ndt gotowych wyrobów, co znacznie obniża ich niezawodność. na rysunku 1 pokazano schemat organizacji ndt wyrobów przemysłu maszynowego, jaki obecnie ukształtował się w zakładach produkcyjnych i podczas eksploatacji. z rysunku 1 wynika, że kontrola wyrobów polega na defektoskopii, bez oceny poziomu koncentracji naprężeń w miejscach wykrytych nieciągłości i wad struktury. linią przerywaną na rysunku zaznaczono brakujące ogniwo w systemie ndt. należy zauważyć, że obecnie, gdy urządzenia i konstrukcje w większości dziedzin przemysłu osiągają stan zużycia fizycznego i obliczeniowego, a brak jest środków materialnych na ich masową wymianę, coraz istotniejsze znaczenie mają badania nieniszczące i diagnostyka techniczna. w takich warunkach zwiększa się rola metod ekspresowych ndt zapewniających 100% kontroli urządzeń i wykrycia lorys. 1. schemat organizacji badań nieniszczących wyrobów przemysłu maszynowego u producenta i w trakcie eksploatacji ig. 1. schematic organization of non-destructive testing of mechanical engineering at the factory and during operation. 60 przegląd spawalnictwa 12/2013 kalnych skn, w których mogą nastąpić uszkodzenia podczas dalszej eksploatacji urządzeń technicznych. w 2008 r. weszła w życie w rosji norma państwowa gost r 53006-2008 ocena trwałości obiektów potencjalnie niebezpiecznych na podstawie metod ekspresowych. wymagania ogólne. do metod ekspresowych należą metody pasywne badań ndt, wykorzystujące energię wewnętrzną metalu konstrukcji: – metoda emisji akustycznej (ae); – metoda magnetycznej pamięci metalu (mpm), – metoda termowizyjna. metody te mają obecnie najszersze zastosowanie praktyczne we wczesnej diagnostyce uszkodzeń urządzeń i konstrukcji. zasadnicza różnica takiego podejścia do oceny trwałości polega na wykonywaniu 100% badań obiektu kontroli (ok), z wykrywaniem wszystkich potencjalnie niebezpiecznych stref koncentracji naprężeń (skn), stanowiących źródła powstawania uszkodzeń podczas eksploatacji urządzeń. w nowej normie państwowej gost r 53006-2008 uwzględnia się odbicie następujące podstawowe założenia: – schemat strukturalny określania pozostałego okresu zaproponowano z położeniem nacisku na współczesne metody diagnostyki technicznej; – proponowane jest wykonywanie obliczeń kontrolnych wytrzymałości z oceną pozostałego okresu dla skn wyrobów pozostających w eksploatacji, z uwzględnieniem faktycznych właściwości strukturalno-mechanicznych metalu, uwidocznionych podczas badań; – uwzględnione są zalecenia normy państwowej gost r 52330-2005 badania nieniszczące. kontrola stanu naprężenia-odkształcenia obiektów przemysłowych i transportowych. wymagania ogólne. podczas realizacji normy gost r 53006-2008 wydaje się, że w większości przypadków możliwe jest, bez skomplikowanych obliczeń kontrolnych wytrzymałości, dokonywanie ekspertyzy trwałości na podstawie kompleksowych badań urządzeń oraz określanieczasu jego bezawaryjnej eksploatacji. dla danego urządzenia możliwe jest opracowanie dokładniejszej metodyki oceny okresu, z uwzględnieniem specyficznych właściwości i wymagań obowiązujących w danej dziedzinie przemysłu. coraz szersze rozpowszechnienie praktyczne przy określaniu lokalnych skn w wyrobach nowych i znajdujących się w eksploatacji uzyskuje metoda magnetycznej pamięci metalu (mpm), opracowana przez firmę ооо energodiagnostika w moskwie. metoda mpm jest ujęta w normach rosyjskich i międzynarodowych. zgodnie z gost r iso 24497-1-2009 badania nieniszczące. metoda magnetycznej pamięci metalu. terminy i określenia, metoda mpm jest metodą badań nieniszczących, opartą na rejestracji i analizie rozkładu własnych magnetycznych pól rozproszonych (wmpr), powstających w strefach koncentracji naprężeń (skn) i niejednorodności strukturalnej wyrobów. jednocześnie wmpr odzwierciedlają nieodwracalną zmianę namagnesowania w kierunku działania naprężeń maksymalnych wskutek obciążeń roboczych (zewnętrznych), historii obciążeń, lokalnej zmiany tekstury i faz materiału oraz istniejących w materiałach defektów struktury. metoda mpm w zasadniczy sposób różni się od wszystkich znanych metod magnetycznych badań ndt tym, że przy jej zastosowaniu nie jest wymagane sztuczne magnesowanie wyrobuwystarczy namagnesowanie naturalne oraz pamięć magnetyczna metalu w obszarach faktycznych odkształceń i zmian strukturalnych [1]. metoda mpm nie wymaga podczas prowadzenia barys. 2. wyniki badań pręta ø22 mm (stal. 05х16н4д2б-т13), z którego wykonany jest wał pompy odśrodkowej o napędzie elektrycznym (ecn), wyprodukowany przez spółkę ооо pk boriec w lebedianie: a) magnetogram rozkładu normalnej składowej własnego pola magnetycznego rozproszenia нр i jego gradientu dh/dx, zarejestrowany w strefie koncentracji naprężeń (skn) podczas skanowania czujnikiem przyrządu wzdłuż jednej z tworzących pręta nr 2204; b) stan strukturalny metalu pręta nr 2204 w przekroju pokrywającym się z skn. cyframi oznaczone są wartości twardości mikroskopowej wzdłuż linii wady hutniczej i poza nią ig. 2. the results of the rod ø22 mm (st. 05х16н4д2б-т13), which is made of a centrifugal pump shaft electric motor (ecn), produced in the production base of the company ооо pk borie” in lebed: a) the distribution of the normal component of the magnetogram own magnetic field нр dispersion and its gradient dh/dx, registered in the zone of stress concentration (skn) sensor scanning device along one of the forming rod no. 2204, b) as a structural metal rod no. 2204 in the section coincides with the society. numerals are marked with microscopic hardness values along the metallurgical defects and beyond a) b) 61przegląd spawalnictwa 12/2013 dań żadnych prac przygotowawczych i różni się od innych metod ndt tym, że pokazuje poziom koncentracji naprężeń, tzn. wskazuje stopień niebezpieczeństwa wykrytych wad. w dalszym ciągu rozpatrzymy możliwości metody mpm podczas diagnostyki wyrobów nowych i używanych w celu określenia lokalnych skn, czyli źródeł rozwoju uszkodzeń. na rysunku 2 przedstawiono wyniki badań nowego pręta ø22 mm (05х16н4д2бт13), z którego wykonany jest wał pompy odśrodkowej o napędzie elektrycznym (ecn), wyprodukowanej w bazie produkcyjnej spółki ооо pk boriec w lebedianie. na rysunku 2a pokazano magnetogram rozkładu normalnej składowej własnego pola magnetycznego rozproszenia нр i jego gradientu dh/dx, zarejestrowany w strefie koncentracji naprężeń (skn) podczas skanowania czujnikiem przyrządu wzdłuż jednej z tworzących pręta nr 2204. na rysunku 2b przedstawiono stan strukturalny metalu pręta nr 2204 w przekroju pokrywającym się z skn. cyframi oznaczone są wartości twardości mikroskopowej wzdłuż linii wady hutniczej i poza nią. na rysunku 3 przedstawiono wyniki badań metodą mpm łopatki wirnika nowej turbiny wodnej. na rysunku 3а widać rozkład pola magnetycznego нр i jego gradientu dh/dx, zarejestrowany podczas badań wzdłuż powierzchni zewnętrznej łopatki. w części dolnej magnetogramu zaznaczona jest strefa skn, charakteryzująca się lokalnymi zmianami gradientu pola. na rysunku 3b pokazano wady odlewu wykryte w głębi metalu po dokonaniu przekroju łopatki w miejscu skn, ustalonej za pomocą metody mpm na powierzchni zewnętrznej. na rysunku 4 przedstawiono wyniki badań metodą mpm rury ø42х7 mm ze stali 10х13г12бс2н2д2, wyciętej z nowego grodziowego przegrzewacza parowego kotła energetycznego. na rysunku 4а pokazano magnetogram rozkładu własnego pola magnetycznego нр i jego gradientu dh/dx, zarejestrowany w skn na jednej z tworzących rury. mimo że omawiana rura jest wykonana ze stali nierdzewnej, która w stanie wyjściowym (po wyprodukowaniu) powinna być praktycznie niemagnetyczna, to z powodu naruszenia dyscypliny technologicznej podczas jej produkcji, w strefie lokalnej wytworzyła się faza ferrytowa zarejestrowana podczas badań metodą mpm w postaci anomalii magnetycznej. na rysunku 4b pokazane są pęknięcia wykryte na powierzchni wewnętrznej próbki rury wyciętej ze strefy anomalii magnetycznej odpowiadającej skn. przedstawione na rysunkach 2÷4 przykłady praktyczne zastosowania metody mpm w nowych wyrobach różnych przedsiębiorstw przemysłowych w sposób przekonujący pokazują wspólne braki w organizacji ndt u producentów. wszystkie wymienione wyroby przechodziły przez system ndt, jaki w dzisiejszych czasach istnieje w zakładach produkcyjnych. jednak, jak wspomniano wyżej, obecniej w większości zakładów produkcyjnych brak jest kontroli dotyczącej rys. 3. wyniki badań metodą mpm łopatki wirnika nowej turbiny wodnej: а) rozkład pola magnetycznego нр i jego gradientu dh/dx, zarejestrowany podczas badań wzdłuż powierzchni zewnętrznej łopatki; b) wady odlewu wykryte w skn po dokonaniu przekroju łopatki ig. 3. the study by mpm new turbine rotor blades of water: а) the distribution of the magnetic field and its gradient нр dh/dx, recorded during surveys along the outer surface of the blade; b) casting defects detected in the society after the section of blade. wykrywania wad metalu znajdujących się poza normowanymi zakresami czułości stosowanych metod i środków kontroli. zastosowanie metody mpm, która wykrywa wady hutnicze i technologiczne w postaci anomalii magnetycznych odpowiadających lokalnym strefom koncentracji naprężeń, pozwoliłoby zapewnić 100% kontrolę wyrobów nawet w przypadku produkcji seryjnej. podczas eksploatacji wyrobów przemysłu maszynowego podstawowymi źródłami rozwoju uszkodzeń są lokalne skn – miejsc ich powstawania praktycznie nie można przewidzieć za pomocą metod obliczeniowych. zastosowanie metody mpm daje taką możliwość, dzięki wykonywaniu 100% kontroli rozmaitych podzespołów urządzeń, wczesnego wykrywania stref lokalnych o maksymalnej koncentracji naprężeń. w celu klasyfikacji anomalii magnetycznych charakteryzujących skn ze względu na stopień ich niebezpieczeństwa zgodnie z metodyką przedstawioną w [2] dokonywane jest porównanie wszystkich anomalii magnetycznych ujawnionych w danym podzespole na podstawie wartości gradientu pola dh/dx. dla podzespołów urządzeń jednego typu określana jest, na podstawie badań laboratoryjnych i przemysłowych, wartość graniczna gradientu pola, przy której powstaje mikropęknięcie i rozpoczyna się rozwój uszkodzenia. 62 przegląd spawalnictwa 12/2013 ) rys. 4. wyniki badań rury 42х7 ze stali 10х13г12бс2н2д2, wyciętej z nowego grodziowego przegrzewacza parowego kotła energetycznego: a) magnetogram rozkładu własnego pola magnetycznego h i jego gradientu dh/dx, zarejestrowany w strefie koncentracji naprężeń (skn) na jednej z tworzących rury; b) pęknięcia wykryte na powierzchni wewnętrznej próbki rury wyciętej z skn, ujawnionej za pomocą metody mpm ig. 4. results 42х7 steel pipe 10х13г12бс2н2д2 cut from the bulkhead new power boiler steam superheater: a) magnetogram decomposition own magnetic field h and its gradient dh/dx, registered in the zone of stress concentration (skn) on one of the forming tube; b) detected crack on the inner surface of the sample cut from skn tube, using the method disclosed mpm. ) b) c) rys. 5. wyniki kontroli wieńca tarczy stopnia turbiny parowej 120 mw: а) fragment magnetogramu zarejestrowany na powierzchni zewnętrznej wieńca tarczy z przesunięciem w górę o ok. 45o od miejsca położenia pęknięcia na powierzchni wewnętrznej tarczy; b) miejsce ujawnionego pęknięcia o głębokości ok. 2 mm; c) położenie pęknięcia wzdłuż powierzchni wewnętrznej wieńca tarczy o długości ok. 20 mm (lк); 1 – maksymalna wartość gradientu dh/dx; 2 – rozkład składowej stycznej pola h; 3 – rozkład składowej normalnej pola h; 4 – strefa kontroli metodą mpm od strony zewnętrznej tarczy przed wycięciem fragmentu ig. 5. results control wheel rim level of the steam turbine of 120 mw: а) fragment magnetogramu registered on the outer surface of the rim wheel with shift upwards by about 45 degrees from the location of cracks on the surface of the inner disc, b) the place of the disclosed crack of depth of 2 mm, c ) location of cracks along the inner surface of the wheel rim with a length of about 20 mm (lк), 1 maximum value of the gradient dh/dx, 2 distribution of the tangential component of the field h, 3 distribution of the normal component of the field h, 4 zone of control by mpm the outer side before cutting blade portion. b) zgodnie z określeniami przedstawionymi w niniejszym opracowaniu [3], sens fizyczny parametru magnetycznego dh/dx polega na tym, że odzwierciedla on koncentrację (lub gęstość) energii magnetycznej w objętości wyrobu, uwarunkowanej gęstością energii odkształcenia. na rysunku 5 przedstawiono wyniki kontroli wieńca tarczy stopnia turbiny parowej 120 mw. na rysunku 5а pokazano magnetogram zarejestrowany na powierzchni zewnętrznej wieńca tarczy. w części górnej magnetogramu pokazano rozkład składowej stycznej 2 i składowej normalnej 3 własnego pola magnetycznego н, a w części dolnej magnetogramu – rozkład gradientu pola wskutek tych składowych. wartość maksymalna gradientu pola 55 a/m/mm (lub 55х103 a/m2) okazała się w przybliżeniu równa wartości granicznej dla danej tarczy turbiny i dlatego w niniejszym przypadku została wykonana kontrola dodatkowa za pomocą badań ultradźwiękowych. ustawienie przetwornika przyrządu do badań ultradźwiękowych (ut) na tarczy turbiny byłoprzy tym korygowane zgodnie z miejscem maksymalnej wartości gradientu pola. podczas wykonywania ut w skn na powierzchni wewnętrznej została zarejestrowana nieciągłość. po wycięciu fragmentu tarczy na powierzchni wewnętrznej wykryto pęknięcie o głębokości 2 mm i długości 20 mm (rys. 5b i 5c). należy w tym miejscu zaznaczyć, że w dzisiejszych czasach, zgodnie z obowiązującą instrukcją [4], badania ultradźwiękowe tarcz turbin z łopatkami osadzonymi we wrębach w kształcie litery т pod kątem 63przegląd spawalnictwa 12/2013 literat ra [1] e. w. lee: magnetostriction and magnetomechanical effects; rep. prog. phys. 18 (1955) 184-229. [2] дубов а.а., дубов ал.а., колокольников с.м. метод магнитной памяти металла и приборы контроля: учебное пособие. м.: зао «тиссо», 2008. 364 с. [3] власов в.т., дубов а.а. физическая теория процесса «деформация-разрушение». часть i. физические критерии предельных состояний металла. м.: зао «тиссо», 2007. 517 с. [4] инструкция по продлению срока эксплуатации паровых турбин сверхпаркового ресурса. м.: цпти оргрэс, 2004. 170 с. ujawnienia pęknięć w rowkach wykonuje się z zastosowaniem specjalnie przygotowanych próbek, a samo badanie jest skomplikowanym zadaniem praktycznym. podczas wykonywania badań ultradźwiękowych wieńca tarczy w połączeniu z metodą mpm, zamiast próbki standardowej można wykorzystać sposób porównywania sygnałów ut w strefie skn, wykrytej wcześniej za pomocą metody mpm, jak również poza tą strefą. rozpatrzony przykład zastosowania metody mpm do wykrycia lokalnej skn na wczesnym etapie rozwoju uszkodzenia w sposób przejrzysty pokazuje ważność i efektywność jej zastosowania w połączeniu z innymi metodami ndt. doświadczenie w stosowaniu metody mpm wobec różnych urządzeń będących w długotrwałej eksploatacji w różnych branżach przemysłu pokazuje, że jedynie w 5÷10% ogólnej objętości wyrobów metalowych osiągany jest stan graniczny (fizyczna granica wytrzymałości) i dochodzi do rozwoju uszkodzeń. niestety, określenie tych lokalnych skn – źródeł rozwoju uszkodzeń – za pomocą metod obliczeniowych jest utrudnione w warunkach diagnostyki bezpośrednio na obiektach przemysłowych. jednak zadanie takie można rozwiązać przy wykorzystaniu metod wczesnej diagnostyki (metoda mpm, ae lub termowizja). podczas analizy mechanizmu uszkodzeń wyrobów najbardziej wartościowe jest określenie wielkości obszarów lokalnych (objętości, powierzchni, długości), przy których następuje stan graniczny metalu i samego wyrobu. właśnie takie oto skomplikowane zadanie, które do tej pory było przedmiotem badań w mechanice uszkodzeń, przy wykorzystaniu metody mpm jest rozwiązywane bezpośrednio na urządzeniu podczas diagnostyki poszczególnych podzespołów władysław michnowski jarosław mierzwa piotr machała patryk uchroński a tomatyczne badanie ko ejowych osi drążonych automatic tests of railway hollow axles w referacie przedstawiono automatyczny system do badania osi drążonych opracowany przez firmę zbm ultra. na początku zaprezentowano stan prawno-normatywny dotyczący badań ultradźwiękowych osi kolejowych (wymogi techniczne i sposoby ich egzekwowania wskazując na największe braki) oraz badanie osi drążonych przy rożnych poziomach zautomatyzowania. kolejne rozdziały opisują opracowany system. bazuje on na defektoskopie bezprzewodowym, który transmituje do komputera chwilowe wyniki badań, gdzie zostają one poddane dalszej obróbce (ocena i archiwizacja). badanie kolejnych powierzchni osi odbywa się automatycznie poprzez zastosowanie silnika do przesuwania i obracania zespołu głowic badawczych. rezultatem badania jest zbiór wskazań z każdego punktu powierzchni osi, który jest prezentowany w przystępnej formie graficznej. bezprzewodowość umożliwia w znaczny sposób zredukowanie ilości przewodów i przez to uproszczenie konstrukcji całego systemu. in the article automatic system for tests of hollow railway axles design by zbm ultra was presented. in the beginning the authors made review of the legal status in ultrasonic tests of railway axles (its technical requirements and ways of their enforcement pointing the largest gaps) and tests of hollow axles on different levels of automation. subsequent chapters describe the developed system. it is based on the wireless flaw detector, that transmits temporary results of tests to computer, where they are further processed (evaluation and archiving). tests of subsequent areas of axles are carried out automatically using an engine for moving and rotation of ultrasonic probes. result of the test is series of indications from every point of an axle’s surface, which is presented in graphic form. due to wireless connection an amount of wires may be reduced that leads to simplification of device construction. referat wygłoszono podczas 42. kkbn w kołobrzegu ps 12 2015 www 35przegląd spawalnictwa vol. 87  12/2015 potwierdzanie kompetencji personelu badań nieniszczących według standardów światowych confirmation of the competence of ndt personnel according to the world standards mgr inż. marta wojas – urząd dozoru technicznego. autor korespondencyjny/corresponding author: marta.wojas@udt.gov.pl streszczenie odpowiednie i odpowiednio potwierdzone kompetencje pracowników to dzisiaj główna troska i wymaganie każdego pracodawcy. personel ndt stanowi szczególne ogniwo w łańcuchu działań zmierzających do najwyższej jakości i bezpieczeństwa eksploatacyjnego urządzeń technicznych. kompetencje personelu ndt na świecie potwierdzane są w oparciu o en iso 9712:2012. w artykule przedstawiono problematykę związaną z certyfikacją wg ww. normy, a w tym ogólny schemat certyfikacji. określono przypadki, w których jest wymagana lub oczekiwana certyfikacja. omówiono również kompetencje poszczególnych stopni kwalifikacji i ich odpowiedzialności w związku z zakresem możliwych upoważnień. odniesiono się do obowiązków i odpowiedzialności pracodawców osób certyfikowanych. wskazano na wymagania akredytacyjne dla personelu zatrudnionego w laboratorium badań nieniszczących. słowa kluczowe: personel ndt, kompetencje, certyfikacja abstract adequate and properly confirmed the competence of employees is a major concern and requirement of each employer nowadays. ndt personnel is a special link in the chain of actions aimed at the highest quality and operational safety of technical equipment. ndt personnel competences in the world are confirmed on the basis of en iso 9712: 2012. the paper is managing to deal with all of the important problems connected with the certification by the above standards as well as the general scheme of certification. required or expected certification fields and cases are discussed. it also presents the competence of various levels of qualifications and their responsibilities in the relation to the range of possible authorizations to operate. the duties and responsibilities of employers of certified persons was indicated. the accreditation requirements for staff employed in non-destructive testing laboratory was pointed to. keywords: ndt personnel, competences, certification wstęp odpowiedni poziom kompetencji czyli zdolności stosowania wiedzy i umiejętności w celu osiągnięcia zamierzonych wyników, stanowi podstawowe wymaganie dla każdego pracownika. pracodawcy chętniej zatrudniają osoby spełniające kryteria w danej dziedzinie, w szczególności zaś osoby, które posiadają odpowiednie dokumenty, wydane przez jednostkę niezależną, potwierdzające posiadane kompetencje. obserwuje się coraz większe zainteresowanie certyfikacją osób w wielu obszarach, w tym w badaniach nieniszczących. osoby wykonujące ndt stanowią szczególną grupę w łańcuchu działań dotyczących bezpieczeństwa urządzeń technicznych i ich jakości. na świecie istnieją dwa główne systemy potwierdzania kompetencji personelu ndt. pierwszym z nich jest międzynarodowy system certyfikacji prowadzony według en iso 9712, która w 2012 roku ustanowiona została normą „światową”. do tego czasu marta wojas w europie stosowano certyfikację wg systemu en 473, zaś iso 9712 dotyczyła głównie usa. certyfikację taką prowadzą akredytowane jednostki certyfikujące spełniające wymagania pn-en iso/iec 17024, które kompetencje personelu ndt potwierdzają pisemnie poprzez wydanie certyfikatu kompetencji. są to certyfikaty akredytowane, gdyż wydane przez jednostkę akredytowaną [1]. inny system to certyfikacja, a właściwie zatwierdzanie personelu ndt przez pracodawcę w oparciu o określone przez niego wymagania. postępowanie pracodawcy może być również zgodne z wymaganiami en iso/iec 17024. w każdym przypadku potwierdzenie kompetencji w postaci pisemnego certyfikatu / zatwierdzenia następuje po procesie kwalifikowania czyli sprawdzenia i upewnienia się, w oparciu o dostarczone dowody w postaci np. zaświadczeń / świadectw, że osoba wnioskująca o certyfikację / zatwierdzenie spełniła wymagania dotyczące wykształcenia, szkolenia i doświadczenia. 36 przegląd spawalnictwa vol. 87 12/2015 podstawowe pojęcia z zakresu kwalifikowania i certyfikacji personelu ndt pojęcia z zakresu kwalifikowania i certyfikacji personelu ndt definiują normy pn-en iso 9712 oraz pn-en iso/iec 17024 [2], które zostały wdrożone do normalizacji polskiej i są identyczne z ww. normami. są to: – certyfikacja, która obejmuje: wnioskowanie, ocenę i decyzję w sprawie certyfikacji oraz ponowną certyfikację – procedura za pomocą której jednostka certyfikująca ustala, czy dana osoba spełnia wymagania certyfikacyjne czyli wyspecyfikowane wymagania, które muszą być spełnione, aby uzyskać lub utrzymać certyfikację; – kwalifikacja czyli udowodnione wykształcenie, szkolenie i doświadczenie zawodowe oraz predyspozycje fizyczne, jeśli wymagane, jako wymaganie wstępne; – kompetencje to zdolność do stosowania wiedzy i umiejętności w celu osiągnięcia zamierzonego celu. powyższe pojęcia wskazują, że w procesie certyfikacji najpierw następuje kwalifikowanie czyli sprawdzenie, czy zostały spełnione wymagania wstępne, co odbywa się w oparciu o dokumenty potwierdzające spełnienie tych wymagań. należą do nich: wniosek o certyfikację, w którym pracodawca przedstawia osobę wnioskującą jednostce certyfikującej. we wniosku określa się wykształcenie oraz ukończone odpowiednie kursy szkoleniowe, praktykę w metodzie, w której wnioskuje się o certyfikację oraz spełnienie wymagań dotyczących wzroku. ukończenie odpowiedniego kursu szkoleniowego oraz wynik badania wzroku powinny być potwierdzone akceptowalnymi przez jednostkę dokumentami, np. uwierzytelnionymi kopiami odpowiednich świadectw. kurs powinien być ukończony odpowiednio do wnioskowanych metody, stopnia i sektora, a wynik tego kursu powinien być pozytywny, co powinno być poświadczone na świadectwie ukończenia kursu. kurs powinien być zatwierdzony przez jednostkę certyfikującą, w której złożono wniosek o certyfikację. praktyka powinna odbywać się pod kwalifikowanym nadzorem osoby posiadającej odpowiedni certyfikat (w metodzie i sektorze) lub przez osobę nie certyfikowaną, akceptowaną przez jednostkę. praktyka powinna być potwierdzona przez taką osobę. spełnienie ww. wymagań upoważnia jednostkę certyfikującą do zakwalifikowania kandydata do egzaminu kwalifikacyjnego. pozytywny wynik egzaminu oraz spełnienie wszystkich wymagań stanowi podstawę do podjęcia decyzji o certyfikacji i wydania pisemnego potwierdzenia – certyfikatu. rysunek 1 przedstawia schemat procesu certyfikacji. rys. 1. schemat certyfikacji personelu badań nieniszczących fig. 1. ndt personnel certification scheme kiedy potrzebna jest certfikacja? certyfikacja może być dobrowolna, ale może być również odpowiedzią na wymagania przepisów prawa, normy czy na zapotrzebowanie rynku. przepisy w ue istnieje przepis techniczny w postaci dyrektywy ciśnieniowej ped nr 97/23/we1 [3] (2014/68/we)2 [4], zawierający wymagania zasadnicze dotyczące urządzeń ciśnieniowych. wśród tych wymagań, w załączniku i w pkt 3.1.3, znajdujemy wymaganie dotyczące personelu wykonującego badania nieniszczące połączeń nierozłącznych, które brzmi: „badania. nieniszczące. połączeń. nierozłącznych. . . .. przeprowadzane. są. przez. odpowiednio. wykwalifikowany. personel .. w. przypadku. urządzeń. ciśnieniowych. należących.. do.kategorii.iii.i.iv.personel.musi.zostać.zatwierdzony.przez. organizację. strony. trzeciej. uznaną. przez. dane. państwo. członkowskie.zgodnie . . .” z art. 13 (wg 97/23/we) lub art. 20 wg 2014/68/we. jak.spełnić.to.wymaganie? wg dyrektywy ciśnieniowej państwa członkowskie powinny uznać i notyfikować do ke i innych krajów członkowskich uznane jednostki trzeciej strony (recognised. third. party.organisations – rtpo), upoważnione do wykonywania czynności zatwierdzania ww. personelu ndt. ponieważ dyrektywa nie określa metodologii zatwierdzania, forum europejskich jednostek notyfikowanych i rtpo opracowało i uzgodniło dokument w tej sprawie, którego projekt przedłożono do cen. w wyniku tego postępowania powstał dokument normalizacyjny o statusie raportu technicznego cen/tr 15589:2007. dokument został znowelizowany i nowe wydanie powstało w lutym 2014 r. [5]. dokument ten ma na celu zapewnienie jednolitego podejścia oraz wysokiego poziomu zaufania do zatwierdzania personelu badań nieniszczących przez rtpo, poprzez powszechne przyjęcie kryteriów i realizacji procesu zatwierdzania. podstawą decyzji rtpo o zatwierdzeniu personelu badań nieniszczących zgodnie z dyrektywą ciśnieniową powinna być ważna kwalifikacja lub certyfikat kompetencji wydany zgodnie z zasadami jednostki drugiej lub trzeciej strony, wydany w odpowiednim sektorze. istnieją trzy ścieżki zatwierdzania personelu – a, b i c. rysunek 2 przedstawia schemat uzyskiwania zatwierdzenia przez rtpo. a. certyfikacja przez rtpo. osoby są certyfikowane zgodnie ze harmonizowaną en iso 9712 w odpowiednim sektorze przez jednostkę certyfikującą uznaną także jako rtpo, b. certyfikacja przez jednostkę, która nie jest rtpo. osoby, które są certyfikowane zgodnie z zharmonizowaną en iso 9712 w odpowiednim sektorze przez jednostkę certyfikującą, która nie jest rtpo, c. przypadki inne niż ścieżki a i b. osoby kwalifikowane w odpowiednim sektorze z zastosowaniem kryteriów równoważnych tym w zharmonizowanej normie europejskiej en iso 9712. w przypadku c osoba nie posiada certyfikatu wg en iso 9712, ale przeszła z zadowalającym wynikiem proces kwalifikowania (np. wg asnt lub wg procedury pracodawcy) 1 dyrektywa ciśnieniowa 97/23/we obecnie obowiązująca do połowy 2016 r. 2 dyrektywa ciśnieniowa 2014/68/we obowiązywać będzie od połowy 2016 r. za wyjątkiem art. 13, który obowiązuje od 1 czerwca 2015 r. 37przegląd spawalnictwa vol. 87  12/2015 i ubiega się o zatwierdzenie. wtedy rtpo może zatwierdzić taką osobę po upewnieniu się, że spełnia ona wymagania co najmniej normy zharmonizowanej (en iso 9712). w tym celu rtpo powinna posiadać system kwalifikacji w formie auditu w miejscu pracy oraz powołać i autoryzować osobę(-y) z certyfikatem 3.stopnia w metodach i sektorach, w których ma nastąpić zatwierdzenie. podczas auditu należy sprawdzić czy osoba wnioskująca: – udokumentowała spełnienie wymagań odnośnie wzroku (ostrość widzenia i rozróżnialność barw), – ukończyła przed egzaminem odpowiednie szkolenie, – uzyskała odpowiednią praktykę, – zdała z wynikiem pozytywnym egzaminy teoretyczne – ogólny i specjalistyczny, – zdała z wynikiem pozytywnym stanowiskowy egzamin praktyczny odpowiedni do badania połączeń nierozłącznych urządzeń ciśnieniowych, rys. 2. schemat uzyskiwania zatwierdzenia przez rtpo fig. 2. scheme of obtaining the approval by rtpo – wykonuje badania połączeń nierozłącznych urządzeń ciśnieniowych bez istotnej przerwy, – jest zaznajomiona z procedurami / instrukcjami badawczymi. osoba autoryzowana powinna także przeprowadzić odpowiedni egzamin praktyczny. pozytywny wynik oceny stanowi podstawę do wydania świadectwa zatwierdzenia osoby do wykonywania ndt połączeń nierozłącznych urządzeń ciśnieniowych określoną metodą i w odpowiednim sektorze. rysunek 2 przedstawia schematycznie ścieżki zatwierdzania personelu ndt. normy wymagane kompetencje personelu wykonującego badania nieniszczące zawarte są w normach wyrobu i w normach z nimi związanych oraz w normach badań. 38 przegląd spawalnictwa vol. 87 12/2015 jak.odnosić.się.do.tych.wymagań? jeśli mamy do czynienia z oceną zgodności wyrobu wg ped, a proces oceny odbywa się w oparciu o normy zharmonizowane z tą dyrektywą, stanowiące domniemanie spełnienia tych wymagań, to konieczne jest zidentyfikowanie wymagań dla personelu ndt rozpoczynając od normy zharmonizowanej wyrobu czyli urządzeń ciśnieniowych. na przykładzie serii norm pn-en 13445 dotyczącej nieogrzewanych płomieniem zbiorniki ciśnieniowych omówione zostanie postępowanie zmierzające do określenia wymagań dla personelu ndt. część 5 tej normy dotycząca kontroli i badań zawiera wymaganie dotyczące kompetencji osób wykonujących badania nieniszczące połączeń spawanych, które określa, że personel wykonujący takie badania powinien być kwalifikowany i certyfikowany wg pn-en iso 9712 za wyjątkiem badań wizualnych, w przypadku których wymagane jest tylko kwalifikowanie. personel ndt powinien posiadać odpowiednio certyfikaty 1, 2 czy 3 stopnia [6]. pn-en 13445 – 5 powołuje szereg norm, wśród których jest pn-en 13445-2 określająca wymagania dla materiałów do budowy zbiorników ciśnieniowych, zaś ta powołuje szereg norm wyrobów metalowych, jak np. blachy, odkuwki itp. w normach tych z kolei znajdujemy powołania norm określające ogólne dla nich wymagania, a te powołują normy badań [7÷10]. rysunek 3 przedstawia przykład kolejnych powołań w przypadku badań penetracyjnych odkuwek swobodnie kutych. pn-en 10228-2:2000 określa wymagania dla personelu wykonującego badania penetracyjne odkuwek swobodnie kutych – powinny to być osoby kwalifikowane i certyfikowane zgodnie z pn-en 473 (norma niedatowana, co oznacza, że należy stosować jej najnowszą edycję, a jest nią en iso 9712:2012. tak więc zarówno połączenia nierozłączne urządzeń jak i wyroby przeznaczone do ich budowy powinny być badane przez personel ndt kwalifikowany i certyfikowany wg pn-en iso 9712:2012. stopnie kwalifikacji i odpowiedzialności kompetencje i upoważnienia wg pn-en iso 9712 pn-en iso 9712 określa kompetencje personelu ndt dla każdego stopnia oraz wskazuje do jakich zadań mogą być upoważnione przez pracodawcę osoby z poszczególnymi stopniami. 1 ..stopień osoba z 1.stopniem może wykonywać badania pod nadzorem 2 lub 3 stopnia, według pisemnych instrukcji. pracodawca może upoważnić taką osobę do wszystkich lub niektórych spośród następujących czynności: – nastawiania aparatury badawczej, – przeprowadzania badań, – notowania wyników i klasyfikowania ich wg kryteriów określonych w pisemnej instrukcji badania, – sporządzenia protokołu z badań. personel 1. stopnia nie może posiadać upoważnienia do doboru metody lub techniki badania, ani do interpretowania wyników. 2 ..stopień personel certyfikowany na 2. stopień może wykonywać badania na podstawie procedur / norm, a pracodawca może go upoważnić do: – decydowania o wyborze techniki badania w ramach danej metody, – ustalania ograniczenia metody, – sporządzania instrukcji dostosowanych do rzeczywistych warunków pracy na podstawie wymagań kodeksów, norm, specyfikacji i procedur, – nastawiania i sprawdzania ustawień aparatury badawczej, – przeprowadzania i monitorowania przebiegu badań, – interpretowania i oceniania rezultatów badań zgodnie z normami, kodeksami, specyfikacjami lub procedurami, rys. 3. normy wyrobu – odkuwki swobodnie kute przykład fig. 3. product standards forgings example 39przegląd spawalnictwa vol. 87  12/2015 – realizowania czynności jak dla 2. i 1. stopnia oraz nadzorowania personelu 1. i 2. stopnia, – opracowywania wytycznych dla 1. i 2. stopnia – sporządzania i podpisywania wyników badań. 3 ..stopień osoba z 3. stopniem jest kompetentna w zakresie oceniania i interpretowania wyników według norm, kodeksów i specyfikacji. posiada wiedzę na temat materiałów, technologii wytwarzania dzięki czemu jest zdolna do wyboru metod i technik ndt oraz do ustalania kryteriów akceptacji, jeśli takich nie ma. posiada również ogólną wiedzę z zakresu innych metod badawczych. osobę taką pracodawca może upoważnić do: – całkowitej odpowiedzialności za laboratorium lub ośrodek egzaminacyjny i personel w nich zatrudniony, – zatwierdzania instrukcji i procedur, – interpretacji kodeksów, norm, specyfikacji i procedur, – wdrażania w laboratorium specjalnych metod, procedur i instrukcji, – realizacji i nadzorowania wszystkich obowiązków wszystkich stopni, – opracowywania wytycznych dla 1., 2. i 3.stopnia. odpowiedzialność pracodawcy pn-en iso 9712 adresowana jest do wszystkich stron biorących udział i zainteresowanych w procesie certyfikacji czyli do jednostki certyfikującej, pracodawcy, kandydata i osoby certyfikowanej, oraz określa ich odpowiedzialności. w niniejszym artykule zwracam uwagę przede wszystkim na odpowiedzialność pracodawcy jako ważny element spełnienia wymagań certyfikacyjnych wstępnych oraz w zakresie utrzymania ważności certyfikacji. pracodawca zobowiązany jest do przedstawienia kandydata jednostce certyfikującej i odpowiednio potwierdzić, że przedłożone dane są właściwe i ważne. są to zwykle akceptowalne przez jednostkę oświadczenia dotyczące wykształcenia, szkolenia i praktyki oraz wzroku. oświadczenia takie stanowią podstawę do zakwalifikowania kandydata do egzaminu kwalifikacyjnego. kandydat bezrobotny lub prowadzący własną firmę, przedstawia oświadczenia potwierdzone przez co najmniej jedną niezależną stronę, akceptowalną przez jednostkę certyfikującą. pracodawca jest odpowiedzialny za personel certyfikowany w zakresie: – wystawienia pisemnego upoważnienia do wykonywania odpowiednich czynności spośród tych właściwych dla posiadanego stopnia certyfikacji. certyfikat jest nieważny bez pisemnego upoważnienia pracodawcy. – zapewnienia szkoleń stanowiskowych. pracodawca odpowiada wobec klienta za jakość badań i jakość wyników badań. pracodawca ponadto: – zapewnia coroczną kontrolę wzroku – kieruje na badanie i finansuje badanie, – sprawdza i dba o zachowanie ciągłości w wykonywaniu czynności, do których upoważnił osobę certyfikowaną – w każdej metodzie i w każdym sektorze osoba certyfikowana powinna wykonywać czynności bez istotnej przerwy3. w przypadku, gdy osoba certyfi3 istotna przerwa nieobecność lub zmiana działalności, która uniemożliwia osobie certyfikowanej pełnienie obowiązków odpowiednich do stopnia w metodzie i sektorze(-ach) określonym(-ych) zakresem certyfikacji, w przypadku gdy okres ciągłej przerwy przekracza jeden rok albo co najmniej dwie przerwy przekroczą łącznie dwa lata uwaga przy obliczaniu przerwy nie są brane pod uwagę ustawowe urlopy lub okresy nieobecności spowodowane chorobą lub szkoleniami, trwające krócej niż trzydzieści dni. 4 ea – european accreditation zrzesza krajowe jednostki akredytujące krajów członkowskich ue w celu wypracowania jednolitych form oceny zgodności z wymaganiami przepisów, standardów europejskich i światowych. kowana nie wykonuje badań np. w jednym z sektorów z zakresu certyfikacji przez okres dłuższy niż istotna przerwa, certyfikat traci ważność w tym sektorze i nie można uzyskać ponowienia certyfikacji w tym właśnie sektorze, – zapewnia, że personel posiada ważny certyfikat w zakresie swoich zadań w firmie, która go zatrudnia. certyfikacja staje się nieważna: a. gdy jednostka certyfikująca podejmie taka decyzję, np. w wyniku postępowań niezgodnych z zasadami certyfikacji lub nieprzestrzegania kodeksu etycznego; b. gdy stwierdzono negatywny wynik badania wzroku; c. gdy wykonywaniu czynności w metodzie lub sektorze nastąpi istotna przerwa; d. gdy kandydat nie uzyska odnowienia / recertyfikacji w odpowiednim czasie. pracodawca powinien posiadać odpowiednie zapisy dotyczące ważności certyfikacji personelu certyfikowanego. norma rekomenduje, aby pracodawca posiadał pisemną procedurę opisującą sposób uzyskiwania i utrzymywania certyfikacji personelu badań nieniszczących oraz aby wszystkie odpowiedzialności zostały opisane w tej procedurze. wymagania akredytacyjne dla personelu badań nieniszczących; wytyczne ea4 dokument ea-4/15 g:2015 zawiera wytyczne dla jednostek akredytujących laboratoria badań nieniszczących. został on opublikowany w maju 2015 roku; okres przejściowy wynosi 1 rok. został on wydany jako wytyczne w odniesieniu do akredytacji laboratoriów badawczych wg en iso/iec 17025 lub en iso/iec 17020 [11]. w wytycznych, w rozdziale 4, określone zostały wymagania dla personelu badań nieniszczących. jak w każdej metodzie badawczej, tak w ndt, personel powinien mieć odpowiednie, potwierdzone kompetencje. w przypadku, gdy norma badania, np. specyfikacja klienta, nie stanowi inaczej, personel ndt powinien mieć ważne certyfikaty wydane przez akredytowaną jednostkę certyfikującą. osoby odpowiedzialne za badania nieniszczące powinny mieć certyfikaty 3. stopnia dla każdej z metod ndt stosowanych w laboratorium. w przypadku, gdy laboratorium nie zatrudnia na stałe odpowiedniego personelu, powinno zatrudnić dorywczo osoby o odpowiednich kompetencjach. jeśli nie jest dostępna akredytowana jednostka certyfikująca, dopuszcza się certyfikat wydany przez inną jednostkę, lecz powinien on być potwierdzony przez kompetentną stronę. do zakresu odpowiedzialności osoby z 3. stopniem w laboratorium należy co najmniej: – przypisywanie personelu ndt jako kompetentnego do wykonywania badań specjalistycznych; – zatwierdzanie procedur badawczych ndt i walidacja metod – wg pn-en iso 9712 3.stopień jest formalnie organem walidującym procedury badawcze. w przypadku procedur rutynowych wg norm badań wystarczy opracować instrukcję badania zatwierdzoną przez 2. stopień; – zarządzanie wewnętrznym programem szkoleń specjalistycznych dla personelu ndt przed wydaniem pisemne40 przegląd spawalnictwa vol. 87 12/2015 wnioski w badaniach nieniszczących ogromny nacisk kładziony jest na kompetencje personelu, którego odpowiedzialność jest bardzo duża ze względu na bezpieczeństwo eksploatacji urządzeń podlegających badaniom. ze względu na coraz większy zasięg wolnego rynku w europie i na świecie, ważnym było uzyskanie jednolitego światowego standardu, który określałby wymagania dotyczące kwalifikowania i potwierdzania kompetencji personelu ndt. w 2012 r., po wielu latach funkcjonowania en 473 i iso 9712 w tym zakresie, udało się dopracować jednej normy pn-en iso 9712, którą stosuje cały świat. norma pn-en iso 9712 bardzo podkreśla rolę i odpowiedzialność pracodawcy osoby wykonującej badania za wszystkie czynności z tego zakresu oraz za wyniki badań. dlatego istotne jest, aby pracodawcy świadomi tej odpowiedzialności, zatrudniali odpowiedni personel ndt i nadzorowali jego kompetencje poprzez ciągłe szkolenia i badanie biegłości. personel laboratoriów wykonujących badania nieniszczące powinien spełniać wymagania określone w pn-en iso/ iec 17025, które w formie wytycznych w ea-4/15 g:2015 zostały rozwinięte z zaleceniem stosowania ich w laboratoriach badań nieniszczących. badana nieniszczące wg wymagań zasadniczych dyrektywy ciśnieniowej ped powinien wykonywać personel zatwierdzony przez upoważnioną jednostkę trzeciej strony. literatura [1] pn-en 17024:2012 ocena zgodności – ogólne wymagania dotyczące jednostek certyfikujących osoby. [2] pn-en iso 9712:2012 badania nieniszczące – kwalifikacja i certyfikacja personelu badań nieniszczących. [3] dyrektywa 97/23/we parlamentu europejskiego i rady z dnia 29 maja 1997 r. w sprawie zbliżenia ustawodawstw państw członkowskich dotyczących urządzeń ciśnieniowych. [4] dyrektywa parlamentu europejskiego i rady 2014/68/ue z dnia 15 maja 2014 r. w sprawie harmonizacji ustawodawstw państw członkowskich odnoszących się do udostępniania na rynku urządzeń ciśnieniowych. [5] cen/tr 15589 „non destructive testing — code of practice for the approval of ndt personnel by recognised third party organisations under the provisions of directive 97/23/we (badania nieniszczące –praktyka zatwierdzania personelu badań nieniszczących zgodnie z postanowieniami dyrektywy 97/23/we przez uznane jednostki trzeciej strony). [6] pn-en 13445-5 nieogrzewane płomieniem zbiorniki ciśnieniowe – część 5: kontrola i badania. [7] pn-en 13445-2 nieogrzewane płomieniem zbiorniki ciśnieniowe – część 2: materiały. [8] pn-en 10222-4 odkuwki stalowe na urządzenia ciśnieniowe – część 4: stale spawalne drobnoziarniste o podwyższonej granicy plastyczności. [9] pn-en 10222-1 odkuwki stalowe na urządzenia ciśnieniowe. ogólne wymagania dotyczące odkuwek swobodnie kutych [10] pn-en 10228-2 badania nieniszczące odkuwek stalowych – badanie penetracyjne. [11] ea-4/15 g:2015 akredytacja w badaniach nieniszczących. go upoważnienia przez pracodawcę oraz wewnętrznym badaniem biegłości zatrudnionego personelu. personel ndt powinien być certyfikowany przez niezależną jednostkę certyfikującą wg pn-en iso 9712 lub wg innej, jej równoważnej normy. w przypadku, kiedy personel jest kwalifikowany wg wewnętrznego programu pracodawcy, należy dowieść, że program szkolenia i certyfikacji jest zgodny z uznanymi systemami zatwierdzonymi przez organy niezależne. ponadto należy wykazać, że personel kwalifikowany wg takiego systemu ma wykształcenie, wiedzę, szkolenie i doświadczenie w wykrywaniu nieciągłości mogących wystąpić w obiektach badanych na odpowiedzialność pracodawcy. jeśli personel badawczy jest odpowiedzialny również za określenie istotności nieciągłości wykrytych podczas badania, wymagana jest wiedza z zakresu materiałów, technologii wytwarzania oraz nieciągłości powstających w procesach ich wytwarzania; ponadto wiedza z zakresu zjawisk degradacji materiału podczas eksploatacji i znaczenia tych nieciągłości dla badanego obiektu i dalszej jego eksploatacji. obowiązkiem pracodawcy jest monitorowanie pracowników, bieżące szkolenie i prowadzenie odpowiednich zapisów. monitorowanie może odbywać się poprzez obserwację pracy w laboratorium i w terenie, aby stwierdzić, czy personel pracuje zgodnie z procedurami i uzgodnieniami z klientem. pracodawca osoby certyfikowanej jest odpowiedzialny za wszelkie działania personelu wykonującego badania i za wyniki badań. dotyczy to również znajomości warunków pracy i bezpieczeństwa podczas wykonywania badań u klienta – w takim przypadku za odpowiednie przeszkolenie również odpowiada pracodawca. powyższe wymagania i odpowiedzialności pracodawcy dotyczą w równej mierze pracowników zatrudnionych na stałe, jak i dorywczo. zamów newsletter zapraszamy państwa do zapisania się na bezpłatny newsletter przeglądu spawalnictwa, w tym celu należy wysłać e-mail z tematem “newsletter” na adres: redakcja@pspaw.pl 201308_pspaw_21ds.pdf 13przegląd spawalnictwa 8/2013 zbigniew mirski tomasz wojdat tomasz piwowarczyk mateusz stachowicz bariery dyfuzyjne zapobiegające kruchości połączeń lutowanych aluminium z innymi metalami diffusion barriers to prevent of the fragility soldered  joints aluminum with other metals prof. dr ha . in . igniew mirski, gr in . to asz wojdat, dr in . to asz piwowarczyk, dr in . mateusz tachowicz – politechnika wrocławska. stract the ever-increasing demand for modern equipment, to meet the growing ecological and economical requirements, in a variety of industries such as the power plant, cooling, heating or air conditioning meant more and more importance to the possibility of bonding together materials with differ significantly in among themselves in terms of the physicochemical properties and mechanical properties. this group of joints includes aluminum solder joints with other metals such as copper, alloy and non-alloy steel. the different physicochemical and mechanical properties are not the only problems that occur during the bonding of these materials. there is a danger of the formation of hard intermetallic phases resulting fragility of solder joints. this article shows the method to reduce the occurrence of intermetallic phases on the border of a combination of aluminum with other metals, by applying to the surface layers of zn, zn-ni, cu-sn-zn and ni electroplating methods. the results of measurements of flowing solder wettability and zinc on substrates with added layers and metallographic examination, microhardness measurements and shear strength of solder joints. treszczenie stale rosnące zapotrzebowanie na nowoczesne urządzenia, potrafiące sprostać coraz bardziej rosnącym wymogom ekologicznym i ekonomicznym, w różnych gałęziach przemysłu, takich jak np. przemysł energetyczny, chłodniczy, grzewczy czy też klimatyzacyjny spowodowały, że coraz większego znaczenia nabiera możliwość spajania ze sobą materiałów różniących się znacznie między sobą zarówno pod względem właściwości fizykochemicznych, jak i mechanicznych. do tej grupy połączeń zalicza się połączenia lutowane aluminium z innymi metalami, takimi jak: miedź, stal niestopowa i stopowa. zróżnicowane właściwości fizykochemiczne i mechaniczne nie są jednak jedynymi problemami występującymi podczas spajania tych materiałów. istnieje bowiem niebezpieczeństwo tworzenia się twardych faz międzymetalicznych powodujących kruchość połączeń lutowanych. w artykule przedstawiono sposób ograniczenia występowania faz międzymetalicznych na granicy połączenia aluminium z innymi metalami, przez naniesienie na ich powierzchnie warstw: zn, zn-ni, cu-sn-zn oraz ni, metodami galwanicznymi. przedstawiono wyniki pomiarów zwilżalności i rozpływności lutów cynkowych na podłożach z naniesionymi warstwami, a także badania metalograficzne, pomiary mikrotwardości oraz wytrzymałości na ścinanie połączeń lutowanych. wstęp uzyskanie funkcjonalnych połączeń lutowanych uwarunkowane jest zajściem podstawowych zjawisk fizykochemicznych na powierzchni materiału podstawowego, czyli zapewnienie możliwie jak najlepszej zwilżalności i związanej z nią rozpływności, co w konsekwencji umożliwia zajście zjawisk kapilarnych 14 przegląd spawalnictwa 8/2013 i szczelne wypełnienie szczeliny lutowniczej ciekłym lutem. jakość złącza lutowanego jest zatem w dużej mierze uzależniona od właściwego doboru materiałów dodatkowych do lutowania płomieniowego, tj. lutów i topników. o ile w przypadku połączeń jednoimiennych nie stanowi to zwykle większego problemu, o tyle dobór odpowiednich materiałów dodatkowych do wykonywania połączeń różnoimiennych jest już dużo bardziej skomplikowany i stwarza często wiele problemów. spowodowane jest to brakiem uniwersalnych lutów i topników dobrze zwilżających powierzchnię szerokiej grupy materiałów. szczególnie jest to utrudnione w przypadku połączeń różnoimiennych z aluminium, które jest trudno lutowalnym materiałem inżynierskim, ze względu na [1÷4]: – stosunkowo niską temperaturę topnienia aluminium (ok. 660oc), utrudniającą dobór spoiwa, – obecność na powierzchni trudno topliwej (2050oc), trwałej chemicznie (1116,3 kj/mol o2), trudno zwilżalnej przez luty i szczelnej warstewki tlenków al2o3, – małe właściwości wytrzymałościowe, zwłaszcza w temperaturze powyżej 500oc, – dużą przewodność (237 w/m•k) i rozszerzalność cieplną (26•10-6 1/k) oraz znaczny skurcz objętościowy (7%) – sprzyjające występowaniu naprężeń i odkształceń cieplnych. spoiwa typu zn–al, stosowane do lutowania miękkiego, dobrze zwilżają powierzchnię aluminium en aw–1050a oraz stali niestopowej dc01 i kwasoodpornej x5crni18-10. nie zapewniają wystarczającej zwilżalności podłoża miedzianego m1e [4]. niedostateczna zwilżalność miedzi lutami cynkowymi nie stanowi jedynego problemu. jak podano w pracy [4], na granicy połączenia lutów zn z miedzią m1e oraz stalą dc01 tworzą się twarde strefy reakcyjne powodujące kruchość połączeń lutowanych z aluminium. przewidywanym rozwiązaniem problemu kruchości różnoimiennych połączeń lutowanych z aluminium może być zastosowanie powłok galwanicznych, o odpowiedniej grubości, stanowiących barierę dyfuzyjną. w pracy [3] wykazano, że zastosowanie warstwy zn o grubości 20 μm naniesionej na powierzchnię stali niestopowej metodą cynkowania płomieniowego skutecznie ogranicza tworzenie się strefy reakcyjnej na granicy połączenia z lutem. ponadto przewidywanym efektem zastosowania powłok galwanicznych jest poprawa zwilżalności miedzi m1e spoiwami cynkowymi. materiały do adań podstawowym materiałem stosowanym w badaniach było aluminium w en aw–1050a wg pn-en 573-3:2010 o składzie chemicznym podanym w tablicy i [7]. do wykonywania różnoimiennych połączeń lutowanych z aluminium wybrano: miedź m1e oraz stal niestopową dc01, których skład chemiczny przedstawiono w tablicy ii [4÷6]. materiały te zostały wybrane ze względu na występowanie stref reakcyjnych na granicy połączenia z lutami cynkowymi [4]. połączenia lutowane aluminium z tymi metalami wykonano przy użyciu spoiw zn-al, o zawartości al zwykle nieprzekraczającej 15% wag. [1, 2, 4]. skład chemiczny, temperaturę topnienia oraz postać stosowanych lutów zn-al przedstawiono w tablicy iii. do lutowania używano również niekorozyjnego topnika o oznaczeniu 192 nx firmy castolin, zawierającego związki cezu, w postaci pasty. temperatura aktywności topnika 192 nx mieści się w zakresie 420÷470oc [14]. powłoki galwaniczne do lutowania z alu iniu głównym zadaniem powłok galwanicznych było wyeliminowanie, przez utworzenie bariery dyfuzyjnej, kruchych faz międzymetalicznych tworzących się na oznaczenie skład chemiczny, % wag. pn en al min fe max si max zn max ti max mg max mn max cu max ni max inne max a1 en aw-1050a 99,5 0,40 0,25 0,07 0,05 0,05 0,05 0,05 0,05 0,03 miedź m1e wg pn-h-82120:1977 skład chemiczny, % wag. cu bi max pb max inne max 99,90 0,001 0,005 0,004 stal niestopowa dc01 wg pn-en10130:2009 skład chemiczny, % wag., reszta fe c mn p s 0,12 0,60 0,045 0,045 ta lica . skład chemiczny aluminium en aw–1050a [7] ta le . the chemical composition of the aluminum grade en aw–1050a [7] ta lica . skład chemiczny materiałów stosowanych do wykonywania połączeń lutowanych z aluminium [4÷6] ta le . the chemical composition of the materials used to made of soldered joints witch aluminum [4÷6] 15przegląd spawalnictwa 8/2013 oznaczenie lutu skład chemiczny, % wag. zakres temp. topnienia, oc postać, wymiary, mm zn al l-znal2 98 2 382 ÷ 407 drut ø 1,6 l-znal4 96 4 382 ÷ 387 drut ø 1,6 l-znal15 85 15 382 ÷ 450 drut ø 1,0 granicy różnoimiennych połączeń lutowanych z aluminium, wykonanych spoiwami cynkowymi. naniesione warstwy powinny również charakteryzować się dobrymi właściwościami lutowniczymi, tzn. zapewnić dobrą zwilżalność oraz rozpływność spoiw stosowanych w badaniach. nanoszenie powłok galwanicznych było poprzedzone odpowiednim przygotowaniem powierzchni pokrywanych materiałów w celu zapewnienia odpowiedniej adhezji mechanicznej warstwy z danym podłożem. na podstawie analizy literaturowej oraz według zaleceń firm specjalizujących się w galwanotechnice, przed przystąpieniem do nanoszenia powłok galwanicznych należy najpierw odtłuścić chemicznie powierzchnię, następnie poddać ją trawieniu w roztworze kwasu solnego i ponownie poddać odtłuszczaniu, z tym że anodowo-katodowemu. przygotowanie powierzchni metali pod powłoki odbywało się według schematu przedstawionego na rysunku 1 [9]. wyniki pomiarów chropowatości powierzchni próbek, uzyskanej po przeprowadzonym procesie przygotowawczym, zawarto w tablicy iv. na podstawie analizy literaturowej oraz po konsultacjach z aga-tec, dokonano wyboru czterech rodzajów powłok galwanicznych: zn, zn-ni (12÷15% wag. ni), cusn-zn (tzw. biały brąz) oraz ni. nakładanie wybranych powłok przeprowadzono na stanowisku przedstawionym na rysunku 2. powłoka cynkowa n nakładanie powłoki cynkowej odbywało się w alkalicznej kąpieli o technicznej nazwie envirozin 120. w zlewce szklanej o pojemności 1 dm3 wypełnionej kąpielą zn envirozin 120 zanurzono anodę w postaci krążka z niklowanej blachy oraz materiał, na który naniesiona miała zostać powłoka, stanowiący katodę. stosunek pola powierzchni anody do katody wynosił 2:1. zagwarantowanie równomiernej wymiany elektrolitu wymagało zastosowania ciągłego mieszania ta lica . skład chemiczny, temperatura topnienia oraz postać stosowanych lutów cynkowych [4, 8] ta le . the chemical composition, melting point and the form of used zinc solders [4, 8] ta lica . wyniki pomiarów chropowatości powierzchni materiałów przed przystąpieniem do procesu nanoszenia powłok galwanicznych ta le . the results of the measurements surface roughness materials before accession to the process of jetting galvanic coatings ys. 1. schemat procesu przygotowania powierzchni stali przed nanoszeniem powłok [9] ig. 1. diagram of steel surface preparation prior to application of coatings [9] ys. 2. stanowisko do elektrolitycznego nanoszenia powłok ig. 2. stand for electrolytic coating materiał stan chropowatość powierzchni, μm ra rz rt miedź m1e surowy 0,20 1,34 2,01 po obróbce 0,18 1,42 2,02 stal niestopowa dc01 surowy 0,75 4,96 8,76 po obróbce 0,99 5,14 9,32 16 przegląd spawalnictwa 8/2013 kąpieli ruchem obrotowym mieszadła magnetycznego obracającego się z prędkością 60 obr/min. parametry pracy kąpieli zn envirozin 120 pracującej w układzie zawieszkowym przedstawiono w tablicy v [9]. po nałożeniu powłoki zn należało poddać ją rozjaśnianiu w 0,5% roztworze nho3 w celu jej aktywowania, a następnie pasywacji w kąpieli chromianowej, o nazwie tripass elv 5200, w celu zwiększenia jej odporności korozyjnej. parametrem decydującym o grubości otrzymanych powłok, przy utrzymaniu stałej wartości temperatury kąpieli oraz katodowej gęstości prądu, jest czas ich nakładania. maksymalna szybkość nakładania powłoki cynkowej wynosi 0,5 μm/min dla temperatury kąpieli wynoszącej 30oc oraz katodowej gęstości prądu równej 3 a/dm2 [9]. zalecana grubość nakładanych galwanicznie powłok zn wynosi od 6 do 25 µm. do prób lutowania nakładano powłoki zn o grubości 20 µm. powłoka stopowa cynkowo-niklowa n-ni nakładanie stopowej powłoki zn-ni odbywało się w alkalicznej kąpieli o technicznej nazwie enviralloy ni 12-15, w której udział niklu mieści się w przedziale od 12 do 15% wag. powłokę enviralloy ni 12-15 nakładano w taki sam sposób jak powłokę zn, zmieniając jedynie parametry prądowe (tabl. vi). maksymalna prędkość osadzania powłoki zn-ni dla temperatury kąpieli wynoszącej 28oc i katodowej gęstości prądu równej 2 a/dm2 wynosiła 0,18 μm/min [10]. po nałożeniu powłoki zn-ni należało poddać ją rozjaśnianiu w 1÷2% roztworze hcl w celu jej aktywowania, a następnie pasywacji w kąpieli chromianowej, o nazwie tripass elv 3100, w celu nadania powłoce niebieskawego koloru i zapewnienia jej dużej odporności na korozję dziesięciokrotnie przewyższającej odporność korozyjną powłok zn. ta lica . parametry pracy kąpieli cynkowej envirozin 120 w układzie zawieszkowym [9] ta le . the parameters of the zinc bath envirozin 120 in the ticket system [9] ta lica . parametry pracy kąpieli enviralloy ni 12-15 w układzie zawieszkowym [10] ta le . the parameters of the bath enviralloy ni 12-15 in the ticket system [10] parametry pracy zakres optimum zawartość cynku w kąpieli 10÷14 g/dm3 11 g/dm3 zawartość naoh w kąpieli 125÷145 g/dm3 135 g/dm3 temperatura 25÷30oc katodowa gęstość prądu 2,0÷3,5 a/dm2 anodowa gęstość prądu 1,0÷2,0 a/dm2 parametry pracy zakres optimum zawartość cynku w kąpieli 6÷8 g/dm3 7 g/dm3 zawartość niklu w kąpieli 0,7÷1,3 g/dm3 1,1 g/dm3 zawartość naoh w kąpieli 110÷120 g/dm3 115 g/dm3 zawartość węglanu sodowego w kąpieli < 80 g/dm3 temperatura 20÷28oc katodowa gęstość prądu 1,5÷2,5 a/dm2 anodowa gęstość prądu 1,0÷2,0 a/dm2 zalecana grubość powłok zn-ni wynosi od 12 do 16 µm. do prób lutowania nakładano powłoki zn-ni o grubości 16 µm. powłoka stopowa unn tzw. iały r z nakładanie powłok cu-sn-zn jest cyjankalicznym procesem nakładania powłok białego brązu, zawierających w % wag. ok. 53% cu, 32% sn i 15% zn w układzie bębnowym, jak również zawieszkowym, o technicznej nazwie miralloy 2844. do nakładania białego brązu (cu-sn-zn) stosowano anody grafitowe, zanurzone w elektrolicie (kąpieli miralloy 2844). podobnie jak w dwóch poprzednich przypadkach stosunek pola powierzchni anody do katody wynosił 2:1, a zagwarantowanie równomiernej wymiany elektrolitu wymagało zastosowania ciągłego mieszania kąpieli ruchem obrotowym mieszadła magnetycznego z prędkością 60 obr/min. maksymalna szybkość nakładania powłoki cu-sn-zn wynosiła 0,12 μm/min przy utrzymaniu stałej temperatury kąpieli wynoszącej 60oc oraz katodowej gęstości prądu równej 0,5 a/dm2. parametry pracy kąpieli miralloy 2844 pracującej w układzie zawieszkowym przedstawiono w tablicy vii [11]. zalecana maksymalna grubość powłoki cu-sn-zn wynosi 5 μm. powłoka niklowa ni che iczny powłoka niklowa o średniej zawartości fosforu i technicznej nazwie surtec832 przeznaczona jest do nanoszenia chemicznego (bezprądowego). zlewkę szklaną wypełnioną elektrolitem surtec832 o ph 5,0 podgrzewano do temperatury 88oc na oporowej płycie grzewczej o mocy 800 w z 5-stopniową regulacją temperatury. po ogrzaniu elektrolitu do wymaganej temperatury umieszczono w nim próbkę, na którą naniesiona miała zostać powłoka. próbki przygotowywano w taki sam sposób jak w przypadku nanoszenia wcześniej 17przegląd spawalnictwa 8/2013 opisanych powłok. podczas nanoszenia powłoki ni należało również mieszać elektrolit w odstępach czasowych wynoszących 20÷25 s w ciągu 5÷10 s. parametry pracy kąpieli surtec832 przedstawiono w tablicy viii [12]. do prób lutowania na powierzchnię miedzi m1e i stali niestopowej dc01 naniesiono warstwy ni o grubości 20 μm. wszystkie opisane powyżej powłoki osadzały się na podłożu miedzianym m1e i stalowym dc01, tworząc szczelną i dobrze przylegającą warstwę. pomiarów grubości naniesionych powłok na podłoże miedziane m1e i stalowe dc01 dokonano przy użyciu urządzenia firmy fischerscope typu xray xdl-b. służy ono do pomiaru grubości powłok i badań składu metodą fluorescencji rentgenowskiej. umożliwia ona pomiary bardzo skomplikowanych układów powłok bez stosowania wzorców kalibracyjnych z przewidywaną dokładnością pomiarową (±1 μm) oraz zapewnia badanie składu chemicznego materiałów aż do 24 pierwiastków. pomiar polega na tym, że strumień promieniowania rentgenowskiego bombarduje powłokę. jego wysoka energia umożliwia mu penetrację i wywołanie fluorescencji zarówno powłoki, jak i podłoża. grubość powłoki można wyznaczyć mierząc intensywność fluorescencji rentgenowskiej materiału powłoki – im większa intensywność fluorescencji tym większa grubość mierzonej powłoki [15]. grubość uzyskanych warstw naniesionych na podłoże miedziane m1e oraz ze stali niestopowej dc01 przedstawiono w tablicy ix. nanoszenie powłoki ni na powierzchnię stali nie jest zalecane ze względu na znaczną zawartość w kąpieli fosforu, dochodzącą do 8% wag. p, który w wyniku oddziaływania ze stalą podczas lutowania (szczególnie twardego) tworzy kruche fazy międzymetaliczne [13]. ta lica . parametry pracy kąpieli miralloy 2844 w układzie zawieszkowym [11] ta le . the parameters of the bath miralloy 2844 in the ticket system [11] parametry pracy zakres optimum zawartość miedzi w kąpieli 7,5÷9,5 g/dm3 8,5 g/dm3 zawartość cynku w kąpieli 25÷40 g/dm3 34 g/dm3 zawartość cyny w kąpieli 0,3÷0,6 g/dm3 0,5 g/dm3 zawartość wolnego cyjanku potasu w kąpieli 45÷55 g/dm3 50 g/dm3 zawartość naoh w kąpieli 25÷35 g/dm3 30 g/dm3 temperatura 58÷62oc 60oc katodowa gęstość prądu 0,2÷0,7 a/dm2 0,5 a/dm2 anodowa gęstość prądu max 1,0 a/dm2 parametry pracy zakres optimum zawartość niklu w kąpieli 4,9÷6,4 g/dm3 6 g/dm3 zawartość fosforanu sodu w kąpieli 26÷34 g/dm3 30 g/dm3 temperatura 85÷92oc 88oc ph 4,6÷5,4 5,0 katodowa gęstość prądu anodowa gęstość prądu ta lica . parametry pracy kąpieli surtec832 w układzie zawieszkowym [12] ta le . the parameters of the bath surtec832 in the ticket system [12] adania zwil alno ci i rozpływno ci naniesionych powłok luta i cynkowy i w celu określenia przydatności naniesionych warstw do procesów lutowania przeprowadzono próby ich zwilżalności i rozpływności lutami cynkowymi. próby przeprowadzono na blachach o grubości 0,5 mm (+ grubość naniesionej warstwy) i wymiarach 50x50 mm. do prób stosowano luty o masie 0,1 g pocięte na odcinki o długości ok. 1 mm, które następnie pokrywano topnikiem o masie równej połowie masy lutu. próbki ułożono na siatce pokrytej ceramiką umieszczonej na trójnogu i podgrzewano od dołu płomieniem propanowo-powietrznym przy użyciu palnika bunsena. od momentu stopienia lutu czas nagrzewania wynosił ok. 5 s [2, 4]. ta lica . średnia grubość naniesionych powłok w zależności od czasu nakładania ta le . average coating thickness plotted versus time application powłoka podłoże czas osadzania min. średnia grubość powłoki, μm zn cu m1e 40 19,95 stal dc01 19,97 zn-ni cu m1e 120 15,93 stal dc01 15,98 cu-snzn cu m1e 90 5,03 stal dc01 4,98 ni cu m1e 90 19,83 18 przegląd spawalnictwa 8/2013 do obliczania pól powierzchni rozpłynięcia się lutów cynkowych użyto programu optycznego dp – soft olympus do cyfrowej obróbki zdjęć z funkcją planimetrowania powierzchni. wyniki pomiarów rozpływności lutów zn na powierzchni badanych metali z naniesionymi warstwami przedstawiono w tablicy x. są to wartości średnie z pięciu pomiarów. na podstawie prób rozpływności lutów zn na podłożach z naniesionymi galwanicznie warstwami do dalszych badań została wybrana powłoka stopowa zn-ni. jest to spowodowane tym, że warstwa ta zapewnia najlepszą spośród stosowanych powłok poprawę lutowności pokrywanych materiałów (zwłaszcza miedzi m1e). ponadto powłoka zn-ni, ze względu na niemal dziesięciokrotnie większą odporność na korozję w porównaniu z powłoką zn oraz na działanie wysokich temperatur, jest obecnie najczęściej stosowaną powłoką w przemyśle motoryzacyjnym oraz w budowie sprzętu agd. na rysunku 3 przedstawiono porównanie rozpływności lutów zn na podłożu miedzianym m1e z naniesionymi warstwami. charakterystyczną cechą tej powłoki są malejące wraz ze wzrostem zawartości aluminium w lutach zn pola powierzchni rozpływności. jest to odwrotna sytuacja do tej, która ma miejsce w przypadku rozpływności lutów cynkowych na powierzchni materiałów bez pokryć [4]. tam na każdym z materiałów rozpływność rosła wraz ze wzrostem aluminium w lutach. podobnie jest również w przypadku pozostałych powłok zn, cu-sn-zn oraz ni. ta lica . wyniki pomiarów rozpływności lutów cynkowych na powierzchni badanych metali z naniesionymi powłokami ta le . the results of measurements of flowing solder zinc on the surface of the tested metals with marked coatings lut pole powierzchni rozpłynięcia się lutu, mm2 topnik zn zn-ni cu-sn-zn ni m1e dc01 m1e dc01 m1e dc01 m1e dc01 l-znal2 192 nx 79 73 268 276 31 57 69 l-znal4 84 80 181 185 37 66 80 l-znal15 117 124 119 127 51 100 95 oznaczenie lutu powłoka kąt zwilżania, o miedź m1e stal dc01 l-znal2 zn-ni 4 5 l-znal4 6 7 l-znal15 7 8 ta lica . wyniki pomiarów zwilżalności lutów cynkowych na podłożach z naniesioną warstwą zn-ni ta le . the results of measurements of zinc solder wettability on substrates coated with the layer of zn-ni ys. 4. porównanie zwilżalności badanych podłoży w stanie surowym i z naniesioną warstwą zn-ni ig. 4. comparison of the wettability of surfaces tested in the rough and deposited a layer of zn-ni ys. 5. przykładowe zwilżanie lutem l-znal4 powierzchni: stali niestopowej dc01 (a) i miedzi (b) z naniesioną 16 μm warstwą zn-ni ig. 5. examples of wetting of solder l-znal4 surface: non-alloy steel dc01 (a) and copper (b) of 16 µm layer deposited zn-n ys. 3. wyniki próby rozpływności lutów cynkowych na powierzchni badanych metali z naniesionymi powłokami ig. 3. test results of flowing solder zinc on the surface of the tested metals with marked coatings pomiarów kątów zwilżania dokonano na przekrojach poprzecznych wykonanych w połowie kropli rozpłyniętych lutów, a ich wyniki zamieszczono w tablicy xi. na rysunku 4 przedstawiono porównanie zwilżalności podłoży z naniesioną warstwą zn-ni ze zwilżalnością podłoży bez warstwy. są to wartości średnie z pięciu pomiarów. 19przegląd spawalnictwa 8/2013 uzyskane wyniki są zadowalające, o czym świadczą małe kąty zwilżania, których średnia wartość niezależnie od rodzaju użytego lutu cynkowego nie przekracza 10o. na szczególną uwagę zasługuje znaczna poprawa zwilżalności podłoża miedzianego, o czym świadczą wielokrotnie mniejsze kąty zwilżania. w przypadku podłoża miedzianego bez warstwy zn-ni wartość tego kąta wynosiła 47÷59o w zależności od zawartości al w lutach zn [4]. na rysunku 5 przedstawiono przykładowe zwilżanie powierzchni stali dc01 i miedzi z naniesioną na ich powierzchnię warstwą zn-ni. adania etalogra czne i po iary ikrotwardo ci poprawne wykonanie złącza rurkowego aluminium z miedzią, często stosowanego w instalacjach chłodniczych i klimatyzacyjnych, przy użyciu lutów zn jest w praktyce znacznie utrudnione. jak podano w pracy [4], trudności te wynikają z braku dobrej zwilżalności spoiwami zn miedzi, co wpływa na wydłużenie czasu lutowania oraz niecałkowite wypełnienie szczeliny lutowniczej ciekłym spoiwem. dłuższy czas lutowania ys. . roztworzony przez lut l-znal4 fragment rurki aluminiowej w złączu al-cu [4] ig. . digested by l-znal4 solder part of aluminum pipe into the joint al-cu [4] ys. . połączenia al-cu z naniesioną na powierzchnię miedzi warstwą zn-ni o grubości 16 μm, wykonane lutami cynkowymi ig. . joints al-cu deposited on the surface of the copper layer of zn-ni thickness of 16 µm, made by zinc solders powoduje też roztwarzanie aluminiowej rurki o grubości ścianki 0,9 mm przez spoiwa cynkowe (rys. 6) [4]. na rysunku 6 pokazano złącze, w którym w rurkę aluminiową o średnicy 8,0x0,9 mm wlutowano rurkę miedzianą o średnicy 6,0x1,0 mm. połączenia takie stosowane są do połączenia parownika ze sprężarką w chłodziarkach i chłodziarko-zamrażarkach. naniesienie na powierzchnię rurki miedzianej warstwy zn-ni o grubości 16 μm przyczynia się do lepszego jej zwilżania spoiwami zn. powoduje to znaczne ułatwienie procesu lutowania oraz brak widocznych na powierzchni rurki aluminiowej miejsc roztworzonych przez luty cynkowe (rys. 7). otrzymane złącza charakteryzują się również niemal całkowitym wypełnieniem szczeliny lutowniczej na całej długości złącza. naniesienie warstwy zn-ni o grubości 16 μm na powierzchnię rurki miedzianej powoduje jednak zmniejszenie szerokości szczeliny lutowniczej z 0,1 do 0,084 mm, co może utrudnić wydostanie się topnika z lutowiny. wykonano również połączenia zakładkowe aluminium en aw-1050a z miedzią m1e i stalą dc01 z naniesioną na ich powierzchnię warstwą zn-ni o grubości 16 μm. na rysunku 8 pokazano przekroje wykonanych połączeń zakładkowych. szerokość szczeliny lutowniczej wynosiła 0,2 mm. otrzymane połączenia charakteryzują się dobrym wypełnieniem szczeliny lutowniczej na całej długości złącza. na przekrojach poprzecznych, pokazanych na rysunku 9, dokonano pomiarów mikrotwardości metodą vickersa przy obciążeniu penetratora wynoszącym 25 g, zgodnie z pn-en iso 6507-1:2007 (rys. 8) [14]. naniesiona na powierzchnię miedzi i stali niestopowej warstwa zn-ni – jak zakładano – hamuje i znacznie ogranicza tworzenie się faz międzymetalicznych na granicy połączenia z lutem. świadczy o tym niemal trzykrotnie mniejsza twardość w strefie na granicy połączenia w porównaniu z połączeniami bez naniesionej warstwy zn-ni. twardość strefy reakcyjnej w połączeniach bez powłoki zn-ni w obydwu przypadkach przekraczała wartość 500 hv0,025 [4]. warstwa zn-ni o grubości 16 μm zmniejsza twardość tej strefy do niespełna 200 hv0,025, co nie stanowi zagrożenia dla funkcjonalności połączeń lutowanych. ys. . złącza zakładkowe: al-cu + warstwa zn-ni (a) i al-dc01 + warstwa zn-ni (b) wykonane lutem l-znal4 ig. . muff joints: al-cu + coat zn-ni (a) and al-dc01 + coat zn-ni (b) made by l-znal4 solder 20 przegląd spawalnictwa 8/2013 tatyczna pr a cinania r noi iennych zł czy lutowanych do statycznej próby ścinania różnoimiennych połączeń lutowanych przygotowano próbki przedstawione na rysunku 10, które wykonano przez nagrzewanie płomieniem propanowo-powietrznym [4]. połączenia lutowane ścinano na maszynie wytrzymałościowej firmy instron – model 3369, używając uchwytu z wkładkami dystansowymi. prędkość przesuwu belki poprzecznej maszyny wynosiła 2 mm/min, a zakres obciążeń do 50 kn. wykonano dwa rodzaje różnoimiennych połączeń lutowanych: al–cu + warstwa zn-ni, al–dc01 + warstwa zn-ni. ze względu na nieznaczny wpływ zawartości al w lutach zn na wytrzymałość mechaniczną połączeń, próbki przygotowano stosując jedynie lut l-znal4. w przypadku połączeń typu al–cu + warstwa zn-ni szerokość zakładki wynosiła 5,0 mm, tak jak w przypadku połączeń al–cu bez naniesionej warstwy zn-ni. zerwanie połączenia następowało w aluminium w strefie wpływu ciepła, przy wartości 73÷76 mpa (rys. 11). podjęto próbę zmniejszenia o połowę szerokości zakładki z 5,0 mm do 2,5 mm. w takim przypadku następowało adhezyjne zerwanie połączenia od strony miedzi (rys. 12). średnia wartość wytrzymałości na ścinanie w tym przypadku wynosi 54,5 mpa i jest ona ponad dwa razy większa niż w przypadku połączeń al–cu bez warstwy zn-ni o dwukrotnie większej szerokości zakładki (24,6 mpa) [4]. ys. 10. przykładowe próbki do statycznej próby ścinania: al–m1e + zn-ni (a) i al–dc01 + znni (b) [4] ig. 10. examples of samples to the static shear test: al–m1e + zn-ni (a) and al–dc01 + znni (b) [4] w celu upewnienia się, w którym obszarze doszło do zniszczenia połączenia przeprowadzono powierzchniową analizę eds (energy dispersive spectrometry) przy użyciu skaningowego mikroskopu elektronowego (scanning electron microscopy, sem) firmy hitachi (rys. 13). na powierzchni złomu od strony miedzi, po statycznej próbie ścinania, występuje w przeważającej ilości zn, nie stwierdzono obecności miedzi na rozkładzie powierzchniowym. rozdzielenie połączenia wystąpiło w lutowinie na osnowie cynku w pobliżu naniesionej warstwy galwanicznej (rys. 14). połączenia typu al–dc01 + warstwa zn-ni wykonano, zachowując taką samą szerokość zakładki (2,5 mm) [4] jak w przypadku połączeń bez naniesionej warstwy zn-ni. w trzech na pięć przypadków zerwanie nastąpiło ys. 11. zerwanie połączenia al–l-znal4–m1e + zn-ni w aluminium w strefie wpływu ciepła przy szerokości zakładki wynoszącej 5,0 mm ig. 11. the interruption of the joint al–l-znal4–m1e + zn-ni in aluminum in the heat-affected zone at the width of the path of 5,0 mm ys. 12. adhezyjne zerwanie połączenia al–l-znal4–m1e + zn-ni od strony miedzi przy szerokości zakładki wynoszącej 2,5 mm ig. 12. adhesive breaking joints al–l-znal4–m1e + zn-ni from copper side at the width of the path of 2,5 mm ys. 13. powierzchnia próbki miedzianej m1e + warstwa zn-ni po statycznej próbie ścinania (a), rozkład zn (b) ig. 13. surface of copper sample m1e + coat zn-ni after the static shear test (a), zn distribuation (b) ys. . rozkład mikrotwardości hv0,025 w złączach al-cu + warstwa zn-ni (a) i al-dc01 + warstwa zn-ni (b), wykonane lutem l-znal4 ig. . the distribution of microhardness hv0,025 in joints al-cu + coat zn-ni (a), al-dc01 + coat zn-ni (b), made by l-znal4 solder 21przegląd spawalnictwa 8/2013 ys. 14. przekrój poprzeczny próbki miedzianej z naniesioną warstwą zn-ni po statycznej próbie ścinania ig. 14. the cross-section copper sample with apply coat zn-ni after the the static shear test ys. 1 . powierzchnia próbki stalowej dc01 + warstwa znni po statycznej próbie ścinania (a), rozkład pierwiastków: zn (b) i al (c) ig. 1 . surface of non-alloy steel sample dc01 + coat zn-ni after the static shear test (a), elements distribuation: zn (b) and al (c) ys. 1 . przekrój poprzeczny próbki stalowej dc01 z naniesioną warstwą zn-ni po statycznej próbie ścinania ig. 1 . the cross-section non-alloy steel sample dc01 with apply coat zn-ni after the the static shear test w aluminium w strefie wpływu ciepła przy wartości w zakresie 74,0÷76,5 mpa (rys. 15a). w dwóch przypadkach zniszczenie złącza nastąpiło w wyniku dekohezji lutowiny, a wartość wytrzymałości na ścinanie wynosiła odpowiednio 65,3 i 64,9 mpa (rys. 15 b). w celu dokładnego ustalenia umiejscowienia złomu przeprowadzono powierzchniową analizę przełomu eds (rys. 16). w przypadku połączeń typu al–dc01 również nie nastąpiło oderwanie się warstwy zn-ni od podłoża stalowego, o czym świadczy występowanie na powierzchni złomu głównie zn i al. potwierdza to również widok przekroju poprzecznego próbki po statycznej próbie ścinania (rys. 17). ys. 15. zerwanie połączenia al–l-znal4–dc01 + zn-ni w aluminium w strefie wpływu ciepła (a) i dekohezja lutowiny (b), przy szerokości zakładki wynoszącej 2,5 mm ig. 15. the interruption of the joints al–l-znal4–dc01 + zn-ni in aluminum in the heat-affected zone (a) and cohesive breaking soldered joint (b), at the width of the path of 2,5 mm wnioski na podstawie przeprowadzonych badań można sformułować następujące wnioski: 1. naniesienie warstwy zn-ni o grubości 16 μm na powierzchnię miedzi powoduje znaczną poprawę jej zwilżalności i rozpływności na jej powierzchni lutów cynkowych. 2. połączenia lutowane aluminium z miedzią z naniesioną na jej powierzchnię warstwą zn-ni charakteryzują się dobrą estetyką, bez widocznych miejsc roztworzonych przez luty cynkowe oraz dobrym wypełnieniem szczeliny lutowniczej na całej długości złącza. 3. warstwa zn-ni naniesiona na powierzchnię miedzi i stali niestopowej skutecznie ogranicza tworzenie się faz międzymetalicznych na granicy połączenia z lutami cynkowymi, nie doprowadzając do powstania twardej strefy reakcyjnej. 4. naniesienie warstwy zn-ni na powierzchnię miedzi powoduje ponad dwukrotny wzrost wytrzymałości na ścinanie połączeń lutowanych z aluminium. zniszczenie połączenia lutowanego z aluminium występowało w materiale rodzimym (al) w strefie wpływu ciepła lub na skutek dekohezji w lutowinie. 22 przegląd spawalnictwa 8/2013 literatura [1] różański m.: wpływ dodatku tytanu w spoiwach cynkowych na zwilżalność powierzchni i właściwości mechaniczne połączeń lutowanych aluminium w gat. en aw – 1050, przegląd spawalnictwa, nr 2/2013, s. 19 – 23. [2] mirski z., granat k., drzeniek h., piwowarczyk t., wojdat t.: lutowanie miękkie aluminium z miedzią, przegląd spawalnictwa, nr 11/2009, s. 15 – 19. [3] mirski z., granat k., drzeniek h., piwowarczyk t., wojdat t.: badanie zwilżalności lutów cynkowych na powierzchni aluminium i innych metali, przegląd spawalnictwa, nr 9/2010, s. 48-53. [4] mirski z., wojdat t.: połączenia lutowane aluminium z miedzią, stalą niestopową i stopową spoiwami cynkowymi, przegląd spawalnictwa, nr 4/2013, s. 2-8. [5] pn-h-82120:1977: miedź – gatunki. [6] pn en10130:2009 wyroby płaskie walcowane na zimno ze stali niskowęglowych do obróbki plastycznej na zimno – warunki techniczne dostawy. [7] pn en 573-3:2010 aluminium i stopy aluminium – skład chemiczny i rodzaje wyrobów przerobionych plastycznie – część 3: skład chemiczny i rodzaje wyrobów. [8] pn en iso 3677:2007 spoiwa do lutowania miękkiego, twardego i lutospawania -oznaczenie. [9] ktm macdermid-polska, envirozin 120, katalog 2009. [10] ktm macdermid-polska sp. z o.o. enviralloy ni 12 – 15. powłoka stopowa cynk nikiel, katalog 2009. [11] umicore bpp: miralloy 2844 – biały brąz, katalog 2010. [12] surtec polska sp. z o.o.: nikiel chemiczny o średniej zawartości fosforu – surtec832, katalog 2010. [13] prasałek a.: lutowanie beztopnikowe miedzi ze stalą x6crniti18-10 spoiwem cp 102 (l-ag15p), rozprawa doktorska, instytut technologii maszyn i automatyzacji politechniki wrocławskiej, wrocław 2008. [14] www.castolin.com [15] www.tegal.pl mamy przyjemność zaprosić państwa do uczestnictwa w: 55. n k w -t n n k n n p w ln pod hasłe spawalnictwo w trzech żywiołach: ziemia – woda – powietrze organizowanej w dniach 14-16 października 2013 r. w gdańsku-sobieszewie przez: zakład inżynierii spajania politechniki gdańskiej, simp oddział w gdańsku, linde gaz polska konferencja odbędzie się w ośrodku wypoczynkowym „orle” położonym na wyspie sobieszewskiej niedaleko ujścia wisły do zatoki gdańskiej. w czasie konferencji przedstawione zostaną najnowsze osiągnięcia naukowe i techniczne z zakresu spawalnictwa. w programie konferencji przewidziane są również wycieczki techniczne oraz warsztaty. bliższych informacji udzielają: dr hab. inż. jerzy łabanowski: tel.: 58 34 72 366; jlabanow@pg.gda.pl dr inż. dariusz fydrych: tel.: 58 34 86 321; dfydrych@mech.pg.gda.pl politechnika gdańska, wydział mechaniczny, zakład inżynierii spajania, ul. narutowicza 11/12, 80-233 gdańsk, http://www.konferencjaspawalnicza.pl/ 201312_pspaw_25gt.pdf 13przegląd spawalnictwa 12/2013 tomasz chady ryszard sikora badania nieniszczące: historia, stan obecny i perspektywy rozwoju non-destructive testing: history,   current state and development directions r hab. inż. tomasz chady, prof. dr inż. ryszard sikora – zachodniopomorski uniwersytet technologiczny, szczecin. abstract in this paper an overview of the history, current state and prospects of development of non-destructive testing is provided. their impact on improving the safety, the environment and human health was pointed out. it was also described that the non-destructive testing methods can be divided into several processes: a test (measurement), identification, a data collection, an information processing and algorithms of making decisions about the state of the tested object. all these operations are subject of continuous development. streszczenie w artykule w skrócie przedstawiono historię, stan obecny i perspektywy rozwoju badań nieniszczących. wskazano na ich wpływ na poprawę bezpieczeństwa urządzeń, środowiska i ludzi. zasygnalizowano, że badania nieniszczące można podzielić na metody: testowania (pomiaru), rozpoznawanie, gromadzenia danych, obróbki informacji i i podejmowania decyzji o stanie badanego obiektu. wszystkie wymienione operacje podlegają ciągłemu rozwojowi. istoria badań nieniszczących badania nieniszczące towarzyszą ludziom od zawsze. gdy pierwotny człowiek wybierał kij do walki ze zwierzętami, badał jego stan, posługując się zmysłami. dla niego istotne było upewnienie się, że kij nie ulegnie złamaniu w czasie walki. do badań nieniszczących można zaliczyć monitoring środowiska naturalnego oraz nawet najprymitywniejsze sposoby oceny stanu zdrowia. za początek badań nieniszczących (ang. non destructive testing – ndt) w obecnej postaci można uznać odkrycie i zastosowanie promieniowania x przez wilhelma conrada roentgena w 1895 r. następnym ważnym krokiem w rozwoju badań nieniszczących było użycie w 1893 r. ultradźwięków. kolejnymi etapami rozwoju było wykorzystanie do badań nieniszczących metod elektromagnetycznych, a mianowicie prądów wirowych, magnetycznego strumienia rozproszenia, szumów barkhausena, przepływu prądu (tomografia impedancyjna) oraz metod z wykorzystaniem fal elektromagnetycznych o wysokich częstotliwościach, np. mikrofal. obecnie, w związku z koniecznością testowania kompozytów, do badań nieniszczących coraz częściej wykorzystywana jest technika terahercowa. rozwijana jest też metoda termograficzna polegająca na wykrywaniu wad przez obserwację zmian temperatury powierzchni badanego obiektu. pewien fragment rozwoju badań nieniszczących przedstawił prof. donald o. thompson w pracy [1] na konferencji qnde w 2009 r. praca została opublikowana przez american institute of physics w 2010 r. autor stwierdził, że formalnie ndt w usa miały swój początek w czasie ii wojny światowej. ze względu na to, że autor tej pracy był związany z amerykańskim lotnictwem, podane przez niego przykłady dotyczą głównie tej dziedziny. w pracy wykazano, że ndt w usa rozwinęły się w czasie ii wojny światowej, ponieważ konieczne było zapewnienie absolutnej niezawodności środków bojowych. w początkowej 14 przegląd spawalnictwa 12/2013 fazie ndt miały ściśle przemysłowy (aplikacyjny) charakter bez widocznego udziału badań naukowych. po ii wojnie światowej zasadniczą rolę w rozwoju ndt w usa odegrały: nasa, departament obrony, komisja energii atomowej i departament energii. w dalszym ciągu artykułu autorzy przedstawiają proces przechodzenia od jakościowej oceny wad (ndt) do pełnej oceny ilościowej (ang. non destructive evaluation – nde). nde umożliwia pełną identyfikację stanu struktur i występujących w nich niedoskonałości. z identyfikacją wad wiąże się ich klasyfikacja do określonej kategorii. autorzy zauważają, że obecnie coraz częściej jest stosowany ciągły monitoring badanych obiektów (ang. structural helth monitoring – shm). umożliwia on stałą kontrolę stanu testowanego elementu i wykrywanie wad na wstępnym etapie powstawania, zanim przekroczą one dopuszczalne wymiary. podkreśla się również duże znaczenie narzędzi symulacyjnych. wśród głównych instytucji, które przyczyniły się do rozwoju badań w tym zakresie, autorzy wymieniają: cea – commission for atomic energy and alternative energies, france, chalmers university of technology, cnde – center for nondestructive evaluation – iowa state university, izfp – fraunhofer-institut für zerstörungsfreie prüfverfahren, saarbrucken and university of kassel. w tym zestawieniu skoncentrowano się jedynie na symulatorach układów ultradźwiękowych i pominięto osiągnięcia czołowych ośrodków badawczych z japonii, rosji czy wielkiej brytanii. w wymienionych krajach istnieje rozwinięty przemysł kosmiczny i nuklearny, co wydatnie przyczynia się do rozwoju ndt. należy też podkreślić ważną rolę, jaką w badaniach ndt odgrywają zastosowania w biologii, medycynie i ochronie środowiska. drugi artykuł, który został przedstawiony na qnde 2009 i opublikowany w aip, jest poświęcony pewnemu wycinkowi tematyki badań nieniszczących [2]. autor przedstawił w nim metody elektromagnetyczne i metody sprzężone z nimi. pominął jednak metodę przepływową (tomografię impedancyjną), strumienia rozproszenia i szumów barkhausena. zwrócił uwagę na szerokie możliwości, jakie daje wykorzystanie fal terahercowych. jednak błędnie określił ich pasmo jako obejmujące zakres częstotliwości od 3 ghz do 3 thz. w rzeczywistości pasmo to zawiera się w granicach od 300 ghz do 10 thz. badania nad wykorzystaniem metody terahercowej do inspekcji kompozytów prowadzone są również w zachodniopomorskim uniwersytecie technologicznym [3]. trzecia praca z tej samej konferencji poświęcona jest badaniom konstrukcji betonowych [4]. grupa for 384 działała w niemczech w latach 2001÷2007 i brało w niej udział siedem instytucji z niemiec. celem prowadzonych przez nią badań było opracowanie i ocena metod wykrywania wad w betonach litych i spienionych. w badaniach posłużono się metodą ultradźwiękową. w pracy nie ujęto niestety tematyki badań konstrukcji żelazobetonowych metodami elektromagnetycznymi. ze względu na znaczenie tego typu konstrukcji i postępujące procesy ich degradacji tematem tym zajmuje się obecnie wiele ośrodków badawczych, a w tym również grupa z zachodniopomorskiego uniwersytetu technologicznego. nieco inny punkt widzenia na rozwój ndt(e) przedstawiono w pracach [5÷7]. stan obecny obecnie podstawową metodą badawczą stosowaną w ndt jest technika ultradźwiękowa [8]. metoda ultradźwiękowa stanowi ponad 50% wszystkich metod stosowanych obecnie w badaniach nieniszczących. metody elektromagnetyczne stanowią w tym ok. 20%. do metod elektromagnetycznych zaliczamy następujące metody: przepływową (tomografię impedancyjną), strumienia rozproszonego, szumów barkhausena, prądów wirowych i mikrofalową. do tej kategorii należy zaliczyć też metodę terahercową. ważną rolę odgrywają też metody wykorzystujące wysokoczęstotliwościową część widma fal elektromagnetycznych, poczynając od podczerwieni (termografia), a kończąc na promieniowaniu rentgenowskim. metody te obejmują około 10% metod stosowanych w ndt. są one na ogół droższe od innych metod, mają jednak bardzo ważną zaletę polegającą na prostej interpretacji wyników, wysokiej czułości i dużej rozdzielczości. umożliwiają wykrywanie nawet mikronowych wad. odgrywają istotną rolę w diagnostyce medycznej. jedynym problemem w zastosowaniach medycznych jest duża energia wprowadzana do badanego obiektu (organizmu) podczas badań. wprowadzenie radiografii cyfrowej umożliwiło zmniejszenie dawki promieniowania jonizującego dzięki wyższej czułości detektorów, poprawę rozdzielczości (rozróżnialności) i ułatwiło przetwarzanie obrazów [7]. w przypadku obrazu analogowego (uzyskanego za pomocą błony) rozdzielczość w wielu przypadkach jest jeszcze ciągle większa niż obrazów uzyskanych za pomocą przetworników cyfrowych. przetwarzanie obrazu analogowego jest jednak trudniejsze i mniej skuteczne niż cyfrowego z powodu konieczności jego wcześniejszej digitalizacji i wysokiego poziomu szumów, a także nieliniowej charakterystyki błon radiograficznych. z tych powodów radiografia cyfrowa (z zastosowaniem przetworników bezpośrednich), jak i radiografia komputerowa (z zastosowaniem płyt obrazowych) staje się coraz bardziej popularna. duża liczba dostępnych metod inspekcji i w wielu przypadkach komplementarność danych uzyskiwanych z poszczególnych metod przyczyniła się do wykorzystania algorytmów fuzji danych w badaniach nieniszczących. pozwala to na pełniejsze zobrazowanie badanych struktur i podwyższenie prawdopodobieństwa wykrycia defektów (ang. probability of detection – pod). modelowanie pod [1], analiza statystyczna i algorytmy sztucznej inteligencji umożliwiają znaczącą poprawę niezawodności systemów ndt. 15przegląd spawalnictwa 12/2013 perspektywy rozwoj n t( ) badania ndt(e) będą się rozwijać w kierunku doskonalenia i potanienia istniejących metod oraz poszukiwania nowych metod badawczych [9, 10]. równolegle z tym szerzej będą stosowane układy shm i fuzja danych. wystąpi silniejsza integracja ndt(e) z diagnostyką medyczną. spowoduje to udoskonalenie systemów diagnostyki w obu obszarach zastosowań. w wielu przypadkach występuje zatarcie różnic między diagnostyką techniczną i medyczną. jest to spowodowane tym, że coraz szerzej stosowane są różnorakie implanty, które w istocie są urządzeniami technicznymi, pełniąc jednak rolę medyczną. szczególną rolę będą odgrywać implanty wykorzystywane w układzie krwionośnym i centralnym układzie nerwowym. należy się spodziewać szybszego rozwoju metody terahercowej, która może odegrać kluczową rolę w badaniu materiałów kompozytowych [3]. na tym tle budzi zdziwienie opinia niektórych ekspertów krajowych twierdzących, iż w przemyśle nie ma zapotrzebowania na testowanie materiałów kompozytowych. już obecnie materiały kompozytowe stanowią bardzo ważny materiał konstrukcyjny. całe kadłuby samolotów budowane są z materiałów kompozytowych. łopatki elektrowni wiatrowych też są wykonywane z kompozytów. kompozyty mają też ogromną perspektywę w grupie materiałów inteligentnych. rozwój materiałów inteligentnych tworzonych na bazie kompozytów spowoduje szybki rozwój metod badawczych z wykorzystaniem shm i fuzji danych. jednak najważniejszym wyzwaniem będzie wykorzystanie sztucznej inteligencji w badaniach nieniszczących [11, 12]. sztuczna inteligencja daje możliwość podejmowania jednoznacznych i powtarzalnych decyzji o stanie materiału i badanych obiektów. autorzy realizowali projekt rozwojowy isar – inteligentny system analizy radiogramów w latach 2009-2012 na zlecenie narodowego centrum badań i rozwoju. celem systemu isar jest automatyzacja pracy operatora systemów radiografii cyfrowej. podstawowymi operacjami realizowanymi w systemie isar jest cyfryzacja radiogramu, wstępna filtracja obrazu, detekcja niezgodności, parametryzacja wykrytych obiektów, identyfikacja klasy niezgodności i podjęcie decyzji o istnieniu wady [12]. w tym systemie ważną rolę odgrywa baza danych zawierająca wcześniej wykryte wady opisane za pomocą odpowiednio dobranych parametrów, system porównujący cechy analizowanego obiektu na radiogramie z cechami wad zebranymi w bazie danych oraz system decyzyjny. opracowany system pozwala na uzyskanie poprawnej decyzji w przypadku 70÷99% wykrytych niezgodności. na bazie przedstawionego systemu prof. r. sikora zaproponował system do automatycznego wykrywania raka piersi. na współpracę w proponowanym projekcie zgodził się prof. jan lubiński, wybitny polski genetyk. projekt został zgłoszony w ramach programu badań podstawowych symfonia. niezależnie od tego, czy ten projekt zostanie zrealizowany, przedstawiona idea polegająca na wykorzystaniu sztucznej inteligencji w ndt będzie stanowić jeden z głównych kierunków rozwoju badań nieniszczących. literat ra [1] thompson d.o.: evolution of qnde’s core interdisciplinary science and engineering base, review of progress in qnde, 2009, vol.32 a, s. 3-25. [2] ringermacher h. i.: nde: surfing the electromagnetic spectrum, review of progress in qnde,2009, vol.32 a, s. 29-46. [3] chady t., gorący k., łopato p.: image and signal processing algorithms for thz imaging of composite materials, review of progress in quantitative nondestructive evaluation. vol. 29, 2010, aip, s. 766-773. [4] h. wiggenkhauser and h.w. reinhardt, “ndt in civil engineering: experience and results of the for 384 research group” , review of progress in qnde,2009, vol.32 a [5] forney d.m.: usaf nde program – requirement for technology transaction technical report afml-tr-ti-44, july 18, 1975 – september 1976, s. 220. [6] [6] raj b. and venkatraman b.:nde measurements for understanding of performance: a few case studies on engineering components, human health and cultural heritage, review of progress in qnde, 2011, vol.32 a, s. 7-17. [7] ewert u.: advances in digital industrial radiology – new application areas beyond film radiography”, review of progress in qnde, 2011, vol.32 a, s. 8-32. 201107_pspaw.pdf 31przegląd spawalnictwa 7/2011 jacek górka marcin adamiak ewa darda analiza struktury i składu chemicznego połączeń spawanych: płyta trudnościeralna – stal konstrukcyjna the structure and chemical comopsition of joint  of abrasion-resistating plate and construction steel analysis dr inż. jacek górka, dr inż. marcin adamiak – politechnika śląska, inż. ewa darda – filtropol brzezinka  streszczenie w artykule przedstawiono analizę strukturalną i składu chemicznego połączenia spawanego płyty trudnościeralnej ze stalą konstrukcyjną s235jr wykonanego metodą mag drutem litym g3si1 o średnicy 1,2 mm w osłonie mieszanki aktywnej arcal 21 (92% ar + 8% co2). przeprowadzone badania wizualne i penetracyjne, badania metalograficzne:makroi mikroskopowe oraz mikroanaliza rentgenowska składu chemicznego i rozkładu pierwiastków stopowych w obszarze spoiny pozwoliły na określenie zmian struktury i towarzyszących im zmian składu chemicznego zachodzących w poszczególnych obszarach złącza spawanego. badania dowiodły, że w wyniku spawania dochodzi do stopienia materiału warstwy odpornej na zużycie ścierne i przejścia węglików do spoiny oraz częściowego niejednorodnego wymieszania spawanych materiałów, co powoduje wzrost twardości w tym obszarze do 600 hv i może być przyczyną powstania pęknięć od strony lica spoiny. badania nie wykazały obecności pęknięć w obszarze grani spoiny. analizując wyniki badań, należy stwierdzić, że wykonane złącze spawane spełnia wymogi eksploatacyjne stawiane połączeniom tego typu. abstract the article analyzes the structural and chemical composition of the abrasive-resistant plates with structural steel s235jr welded joints made by mag g3si1 solid wire with a diameter of 1.2 mm in the shielding active gas arcal 21 (92% ar + 8% co2). visual and penetrant testing, metallographic examination: macro, micro and microscopic x-ray analysis of chemical composition and distribution of alloying elements in the weld area allowed us to identify structural changes and accompanying changes in chemical composition occurring in the various areas of the welded joints. research shown that the abrasive-resistant layer is melted in the welding process. moreover the carbide transition into the weld and the partial non-homogenous mixing of welded materials, which increases the hardness in this area up to 600 hv and may cause cracks on the face of the weld are obtained. the study does not reveal the cracks in the weld root. analyzing the results of the study should be noted that the welded joint made meets the requirements of this type of connections. wstęp poszukiwanie nowych grup materiałów pozwalających na intensywną eksploatację części maszyn i urządzeń w wydłużonym okresie wydaje się bardzo pożądane, uwzględniając przy tym aspekt ekonomiczny. postęp we wprowadzaniu nowych rozwiązań materiałowych musi być jednak poprzedzony staranną i wnikliwą analizą. dotyczy to także implementacji nowej grupy materiałów odpornych na ścieranie w postaci płyt, blach oraz rur. ta grupa materiałów stanowi nową generację materiałów odpornych na ścieranie, która dzięki szczególnym właściwościom uzyskanym w drodze złożonego procesu produkcyjnego znalazła zastosowanie w przemyśle hutniczym, górniczym, motoryzacyjnym, odlewniczym, wydobywczym kruszywa, utylizacji odpadów, a także w wytwarzaniu, eksploatacji części maszyn i urządzeń pracujących w ciężkich warunkach. płyty odporne na zużycie ścierne odznaczają się dobrą spawalnością, udarnością, z powodzeniem nadają się do obróbki plastycznej i mechanicznej, dzięki wysokiej czystości metalurgicznej. umożliwia to 32 przegląd spawalnictwa 7/2011 połączenie wysokiej twardości z dużą odpornością na działanie dynamicznych obciążeń mechanicznych. płyty oraz blachy trudnościeralne mogą być w niektórych przypadkach stosowane jako płyty przenoszące obciążenia. dzięki zastosowaniu płyt trudnościeralnych na elementy pracujące w warunkach intensywnego zużycia ściernego uzyskuje się znaczne oszczędności materiałowe oraz ekonomiczne, wynikające z redukcji kosztów produkcji na skutek ograniczenia postojów maszyn i urządzeń wynikających z mniejszej częstotliwości wymiany zużytych części. możliwości użycia tego typu materiałów są znaczne i jeszcze nie do końca poznane. w najbliższym czasie może nastąpić wzrost ich zastosowań związany z dokładniejszym poznaniem ich właściwości i cech użytkowych. płyty trudnościeralne to warstwowe wykładziny łączące w sobie łatwość montażu i wysoką odporność na zużycie ścierne oraz erozję. wykonuje się je przez pokrycie łatwo spawalnej blachy nośnej odporną na zużycie warstwą stopową lub cermetalową. stosuje się dwie metody uzyskiwania trwałych powłok – napawanie łukowe i dyfuzyjne wiązanie proszków cermetalowych w piecu próżniowym. niezależnie od sposobu wytwarzania, płyty trudnościeralne odznaczają się wysoką jakością wykonania, stałą na całej powierzchni arkusza i identyczną na poszczególnych arkuszach tego samego typu (rys. 1). wyjątkową odporność na zużycie ścierne płyt uzyskuje się dzięki obecności w wierzchniej warstwie twardych, złożonych faz węglikowych (1500÷3000 hv), 2÷3 razy przewyższających twardość najczęściej spotykanych ścierniw. istotnym czynnikiem poprawiającym trwałość warstw odpornych na ścieranie jest uporządkowane rozmieszczenie twardych faz. możliwość kontroli procesu napawania oraz krystalizacji warstw napawanych sprawia, że ich struktura, niezależnie od składu chemicznego i twardości zastosowanych faz, dodatkowo wpływa na zwiększenie trwałości. płyty te mogą być cięte plazmowo pod warstwą wody, gięte i łączone, tworząc fragmenty wykładzin lub części urządzeń odpornych na zużycie ścierne. płyty trudnościeralne mogą być stosowane nie tylko jako płaskie fragmenty zabezpieczające powierzchnie narażone na silne zużycie, ale dzięki dobrej spawalności warstwy podkładowej oraz możliwości gięcia do średnicy 400 mm mogą być z nich tworzone złożone konstrukcje [1÷7]. badania własne coraz częściej w przemyśle cementowym, przy wytwarzaniu wszelkiego rodzaju kruszyw, niektóre elementy zbiorników, rynien zsypowych narażonych na intensywne ścieranie, wykonuje się z nowych materiałów o zwiększonej odporności na zużycie ścierne. wykorzystywanie elementów tego typu wymusza konieczność opracowania technologii spawania elementu wykonanego ze stali konstrukcyjnych o dobrej spawalności z elementem, którego spawalność jest silnie ograniczona składem chemicznym (wysoki równoważnik węgla). podczas spawania dochodzi do wymieszania składników stopowych stali konstrukcyjnej ze składnikami warstwy o zwiększonej odporności na ścieranie, co powoduje znaczne zmiany struktury i składu chemicznego w obszarze spoiny. celem wykonywanych badań była analiza struktury i składu chemicznego złącza spawanego metodą mag płyty trudnościeralnej i stali konstrukcyjnej niestopowej. badaniom poddano złącze próbne: płyta trudnościeralna (rys. 2, 3, tabl. i) – stal konstrukcyjna niestopowa s235jr (tabl. ii). rys. 1. przykłady elementów konstrukcyjnych odpornych na zużycie ścierne fig. 1. the samples of abrasive resistant construction elements rys. 2. budowa płyty trudnościeralnej fig. 2. the structure of abrasive-resistant plate rys. 3. mikrostruktura płyty trudnościeralnej: a) materiał podłoża: struktura ferrytyczno-perlityczna, b) warstwa odporna na zużycie ścierne: struktura żeliwa chromowego fig. 3. the abrasive-resistant plate microstructure: a) base material: ferritic-perlitic structure, b) abrasive-resistant layer: chromium cast iron structure a) b) 33przegląd spawalnictwa 7/2011 podstawowe składniki chemiczne badanej płyty odpornej na zużycie ścierne to: chrom, niob i bor, zapewniające hipereutektyczną osnowę, w której koncentracja węglików chromu przekracza 45%. średnia twardość warstwy odpornej na zużycie ścierne wynosi 68 hrc (twardość osnowy ok. 850 hv30, faz twardych 1500÷3000 hv). temperatura pracy nie przekracza 250°c. podłoże płyty trudnościeralnej stanowi stal konstrukcyjna niestopowa. wykonanie złącza spawanego w celu przeanalizowania zmian struktury i składu chemicznego w obszarze spawania wykonano złącze tablica i. skład chemiczny warstwy odpornej na zużycie ścierne płyty trudnościeralnej, % table i. the chemical composition of abrasive-resistant layer of abrasive-resistant plate, % c cr nb b fe 5,2 22 7 1,8 reszta tablica ii. skład chemiczny i właściwości mechaniczne stali s235jr table ii. the chemical composition and mechanical properties of s235jr steel skład chemiczny, % cmax mn si p s cr ni cu n 0,35 max 1,4 – 0,045 – – – 0,009 właściwości mechaniczne granica plastyczności re min, mpa wytrzymałość na rozciąganie rm, mpa wydłużenie a5 min, % 235 340÷470 26 tablica iii. parametry spawania złącza próbnego płyta trudnościeralna stal konstrukcyjna niestopowa table iii. welding parameters of abrasive-resistant plate-structural steel experimental joint ścieg metoda spawania wymiar spoiwa, mm natężenie, a napięcie v biegunowość i rodzaj prądu prędkość podawania drutu, m/min prędkość spawania, cm/min 1 135 ø1,2 200 21,5 dc + 0,4 – 0,6 90 – 100 2 200 22,5 0,4 – 0,6 50 – 60 rys. 4. schemat przygotowania złącza płyta trudnościeralna – stal konstrukcyjna niestopowa do spawania, a – napoina trudnościeralna, b – stal s235 fig. 4. abrasive-resistant plate – structural unalloyed steel joints preporation schame for welding, a – abrasive-resistant plate, b – s235 steel rys. 5. lico i grań spoiny złącza próbnego fig. 5. face and the root of the weld of experimental joint rys. 6. lico i grań spoiny złącza próbnego po badaniach penetracyjnych fig. 6. face and the root of the weld of experimental joint after penetration testing lico grań lico grań próbne metodą mag drutem litym g3si1 o średnicy 1,2 mm w osłonie mieszanki aktywnej arcal 21 (92% ar + 8% co2) (rys. 4, tabl. iii). przeprowadzone badania wizualne zgodnie z normą pn-en 970:1999 oraz badania penetracyjne wg pn-en 571-1 wykonanego złącza próbnego wykazały, że grań spoiny jest wolna od pęknięć. w licu spoiny można natomiast zaobserwować pęknięcia wychodzące na powierzchnię (rys. 5 i 6). badania metalograficzne w celu określenia zmian strukturalnych w obszarze spawania przeprowadzono badania metalograficzne makroi mikroskopowe wykonanych złączy spawanych. badania metalograficzne makroskopowe wykonano na mikroskopie stereoskopowym olympus szx9 – do trawienia złącza użyto odczynnika adlera. badania metalograficzne mikroskopowe wykonano na mikroskopie świetlnym olympus pme 3u – do trawienia złącza użyto odczynnika nital. wyniki badań metalograficznych makroskopowych przedstawiono na rysunku 7, a badań mikroskopowych na rysunku 8. 34 przegląd spawalnictwa 7/2011 pomiar twardości w celu określenia wpływu spawania na właściwości spoiny i swc złącza spawanego wykonano porys. 10. wyniki badań złączy spawanych płyta trudnościeralnastal konstrukcyjna niestopowa, a) mikrostruktura badanej spoiny z widocznymi wydzieleniami węglików stopowych, b) wykres energii rozproszonego promieniowania rentgenowskiego wydzielenia węglikowego, c) wykres energii rozproszonego promieniowania rentgenowskiego materiału osnowy fig. 10. results of tests of abrasive-resistant plate-structural unalloyed steel welded joint: a) microstructure of joint with separated alloying carbides, b) the energy x-ray scattering diagram for separated carbide, c) the energy x-ray scattering diagram for matrix material rys. 7. makrostruktura złącza spawanego płyta trudnościeralna stal konstrukcyjna niestopowa, trawienie: odczynników adlera, pow. 4x fig. 7. macrostructure of the abrasive-resistant plate-structural unalloyed steel welded joint, etching: adler, magn.: x4 przejście materiał rodzimy – spoina od strony s235jr, rozrost ziarna struktura spoiny, od strony stali s235jr koncentracja węglików, przejście materiał rodzimy – spoina od strony płyty trudnościeralnej struktura żeliwa chromowego z wydzieleniem węglików, płyta trudnościeralna struktura bainityczna, obszar spoiny rozrost ziaren, swc spoina – płyta trudnościeralna rys. 8. mikrostruktura złącza spawanego płyta trudnościeralna stal konstrukcyjna niestopowa fig. 8. microstructure of abrasive-resistant plate-structural unalloyed steel welded joint rys. 9. miejsca pomiaru twardości spawanego złącza płyta trudnościeralna-stal konstrukcyjna niestopowa fig. 9. the places of hardness testing of abrasive-resistant platestructural unalloyed steel welded joint tablica iv. wyniki pomiaru twardości hv1 złącza spawanego płyta trudnościeralna stal konstrukcyjna niestopowa table iv. results of hardness hv1 testing of abrasive-resistant plate-structural unalloyed steel welded joint twardość hv1 (wg rys. 9) miejsce pomiaru 1 2 3 4 5 6 16 17 18 19 warstwa napawana płyty trudnościeralnej warstwa wierzchnia płyty trudnościeralnej swc podłoża płyty trudnościeralnej swc warstwy napawanej płyty trudnościeralnej hv1 116 119 121 797 784 820 146 127 860 580 miejsce pomiaru 7 8 9 10 11 12 13 14 15 grań spoiny środek spoiny lico spoiny hv1 203 202 194 298 294 286 447 588 554 miar twardości metodą vickersa na twardościomierzu micro-vickers 401mvd firmy wilson wolpert, przy obciążeniu 9,81 n. czas obciążenia wynosił 15 s. schemat pomiaru i wyniki pomiaru twardości przedstawiono na rysunku 9 i w tablicy iv. analiza rentgenowska składu chemicznego skład chemiczny poszczególnych obszarów złącza spawanego oraz rozkładu pierwiastków stopowych w spoinie sprawdzono na mikroanalizatorze rentgenowskim eds. wyniki przedstawiono na rysunkach 10 i 11. a) b) c) 35przegląd spawalnictwa 7/2011 obraz obszaru wymieszania, sem mapa rozkładu powierzchniowego żelaza mapa rozkładu powierzchniowego chromu mapa rozkładu powierzchniowego niobu rys. 11. mikrostruktura obszaru wymieszania spoina warstwa odporna na ścieranie oraz mapy rozkładu powierzchniowego pierwiastków stopowych fig. 11. microstructure of weld abrasive-resistant layer intermix area and alloing elements distribution maps podsumowanie badania wykazały, że nowa technologia spawania umożliwia poprawne wykonanie połączeń płyta trudnościeralna stal konstrukcyjna niestopowa, jednak należy zwrócić szczególną uwagę na poprawne wykonanie warstwy przetopowej. z badań wynika, że od strony lica powstają pęknięcia w obszarze spoiny, a grań spoiny jest wolna od pęknięć. przyczyną powstania pęknięć jest wymieszanie się stopiwa z materiałem płyty trudnościeralnej, wskutek czego w górnym obszarze spoiny dochodzi do powstawania struktur hartowniczych o wysokiej twardości dochodzącej nawet do 600 hv. przeprowadzone badania makroi mikroskopowe wykazały, że pęknięcia powstałe w obszarze lica spoiny nie przechodzą do grani spoiny ani do materiału podłoża płyty trudnościeralnej. w związku z tym nie będą one miały negatywnego wpływu na właściwości eksploatacyjne wykonanych elementów spawanych. z powodu niejednorodności składu chemicznego spawanego złącza, można w nim zaobserwować trzy strefy. lico spoiny ma strukturę martenzytyczną z licznymi wydzieleniami węglików o twardości literatura [1] klimpel a., górka j., czupryński a.: comparison of chromium cast iron deposits of wear plates, journal of achievements in materials and manufacturing engineering, vol. 18, issue 1-2, september-october 2006, s. 387-390. [2] klimpel a., górka j.: properties of chromium cast iron deposits ssa surfaced, the14th international scientific conference on achievements in mechanical and materials engineering amme’2006, gliwice-wisła. 16-18 maja 2006. [3] francis j.a.: prediction of steady state dilution in multipass hardfacing overlays deposited by self shielded fcaw, science and technology of welding, nr 2/02. dochodzącej do 600 hv. w licu można zaobserwować liczne pęknięcia, powstałe na skutek naprężeń i przemian fazowych w obszarze spawania. w środkowej części połączenia powstaje struktura bainityczna o twardości rzędu 300 hv. w tym obszarze widać pęknięcia, które następowały od strony lica spoiny. obszar grani spoiny ma strukturę ferrytyczno-perlityczną o twardości dochodzącej do 200 hv i jest wolny od pęknięć. w wyniku spawania dochodzi do stopienia materiału warstwy odpornej na zużycie ścierne i przejścia węglików do spoiny oraz częściowego niejednorodnego wymieszania materiału. badania na mikroanalizatorze rentgenowskim wykazały, że w obszarze spoiny można zaobserwować wydzielenia węglików niobu, natomiast chrom tworzy eutektyki węglikowe. analiza rozkładu pierwiastków stopowych w spoinie potwierdziła wcześniejsze wyniki badań i wykazała nierównomierne rozmieszczenie niobu i chromu w obszarze spoiny. [4] castolin eutectic, catalogue, castodur diamond plates, castotubes. [5] sapate s.g., rama rao a.v.: effect of carbide fraction on erosive wear behaviour of hardfacing cast irons, wear, nr 256, 2004. [6] stevenson a.n.j., hutchings i.m.: wear of hardfacing white cast irons by solid particle erosion, wear, 186-187, 1995. [7] kasuya t., hashiba y., ohkita s., fuji m.: hydrogen distribution in multipass submerged arc weld metals, science and technology of welding and joining, nr 4/2001. 201309_pspaw_gjgy.pdf 50 przegląd spawalnictwa 9/2013 kontrola jakości połączeń lutowanych quality inspection of brazed joints  r in . maciej ański – instytut spawalnictwa, gliwice. a stract specification of quality standards using for brazed joints. imperfection which are most often in brazed joint and reasons for coming into existence. review of classic of non destructive testing (ndt) and destructive (dt). usability of ndt and dt to examination of different type of brazed joints. results of quality examination of brazed joints with the aim of active thermography as a modern non destructive testing method. treszczenie w artykule zawarto zestawienie norm jakościowych stosowanych dla połączeń lutowanych twardym lutem. przedstawiono najczęściej występujące niezgodności lutownicze w połączeniach lutowanych i główne przyczyny ich powstawania. przeprowadzono przegląd klasycznych metod badań niszczących i nieniszczących oraz określono ich przydatność do badań połączeń lutowanych w zależności od ich konstrukcji. przedstawiono wyniki badań jakości połączeń lutowanych z wykorzystaniem termografii aktywnej jako nowatorskiej metody badań nieniszczących. wstęp pomimo, że lutowanie należy do najstarszych metod spajania różnych materiałów, to nadal znajduje zastosowanie w wielu, nawet najbardziej rozwiniętych gałęziach przemysłu. w przypadku odpowiedzialnych połączeń lutowanych występujących w nowoczesnych produktach niezwykle istotnym problemem jest zapewnienie ich odpowiedniej jakości. nawet nieznaczne niezgodności lub wady występujące w połączeniach lutowanych mogą powodować widoczne pogorszenie właściwości użytkowych połączeń, a tym samym całego wyrobu. powstawaniu połączenia lutowanego towarzyszą różne zjawiska fizyczne i chemiczne, takie jak: redukcja i dysocjacja tlenków pokrywających niemal wszystkie metale i stopy wykorzystywane w technice, zjawiska kapilarne, dyfuzja i wzajemne rozpuszczanie się składników lutu i materiału łączonego oraz krystalizacja lutowiny. niewłaściwy przebieg któregokolwiek z tych zjawisk może być spowodowany np. przez źle oczyszczoną powierzchnię elementów lutowanych, wadliwą konstrukcję złącza, niewłaściwie dobranym topnikiem i lutem, niewłaściwą temperaturą i czasem lutowania itp., co może prowadzić do powstawania różnego rodzaju niezgodności lub wad. dlatego dokładną kontrolę jakości powinno się prowadzić nie tylko dla gotowych złączy lutowanych, ale również na poszczególnych etapach ich powstawania [1]. niezgodno ci lutownicze klasyfikację i rodzaje niezgodności lutowniczych powstających w połączeniach twardo lutowanych ujmuje pn-en iso 18279 lutowanie twarde – niezgodności w złączach lutowanych na twardo [2]. norma dodatkowo określa poziom jakości połączeń lutowanych w zależności od rodzaju występujących niezgodności i ich geometrii. podobnie jak w przypadku połączeń spawanych pn-en iso 18279 wyróżnia trzy poziomy jakości: b – dla wymagań ostrych, c – dla wymagań pośrednich, d – dla wymagań łagodnych. w pn-en iso 18279 niezgodności lutownicze sklasyfikowane są w sześciu grupach: i – pęknięcia, ii – pustki, iii – wtrącenia stałe, iv – brak połączenia, v – niezgodności kształtu i wymiaru, vi – niezgodności różne. we wszystkich grupach do każdej niezgodności przyporządkowany jest odpowiedni symbol cyfrowo– -literowy (np. 1aaac – pęknięcie w strefie dyfuzji). maciej różański 51przegląd spawalnictwa 9/2013 przykładowe niezgodności lutownicze wraz z ich oznaczeniem wg pn-en iso 18279 przedstawiono na rysunku 1. adania niszcz ce zł czy lutowanych wg pnn 12 3 oprócz badań metalograficznych, pozostałe badania niszczące dają informacje jedynie właściwościach mechanicznych badanych połączeń. tylko na podstawie oględzin przełomu (fraktogramu) itp. można określić ewentualne występowanie niezgodności mogących wpływać na właściwości mechaniczne złącza. należy zawsze pamiętać, że kryteria oceny jakości połączeń lutowanych mogą być różne. w pewnych przypadkach wytrzymałość samego połączenia będzie miała znaczenie drugorzędne – ważniejsza będzie jego szczelność lub przewodność elektryczna i wówczas zwykle nie będzie wymagane badanie wytrzymałości. w przypadku połączeń lutowanych rozróżnia się dwa podstawowe typy połączeń: zakładkowe i doczołowe. przy czym w przypadkach, w których wymaga się pewnego poziomu wytrzymałości, połączenia powinny być projektowane jedynie jako połączenia zakładkowe, tak aby lutowina przenosiła obciążenia ścinające. rodzaje i sposoby prowadzenia badań niszczących podano w pn-en 12797 lutowanie twarde. badania niszczące złączy lutowanych na twardo, w której opisano następujące metody badań: – statyczna próba na ścinanie, – statyczna próba na rozciąganie, – badania metalograficzne, – pomiary twardości, – próba odrywania, – próba zginania. obszerny pęcherz gazowy oznaczenie wg normy: 2liaa niezgodność kształtu oznaczenie wg normy: 5aaaa wtrącenia topnikowe oznaczenie wg normy: 3caaa pęknięcie oznaczenie wg normy: 1aaab nadmiar lutowiny twardej oznaczenie wg normy: 6baaa erozja spoiwem oznaczenie wg normy: 5faba ys. 1. przykładowe niezgodności lutownicze oraz ich oznaczenia wg pn-en iso 18279 ig. 1. examples of brazed joints imperfections and their designation acc. to pn-en iso 18279 zaznaczono przy tym, że dla pewnych przypadków żadna z wymienionych metod badań może nie być przydatna i wówczas wymagane będzie opracowanie badań dostarczających wymaganych informacji o właściwościach połączenia. tatyczna pr a na cinanie. norma określa przykładowe rodzaje próbek do badań (jedną z nich przedstawiono na rysunku 3a), przy czym jest to tylko propozycja, od której dopuszczalne są odstępstwa. z normy jednak wynika, że konstrukcja próbek powinna zapewnić występowanie jedynie naprężeń ścinających w lutowinie. najłatwiejsza w realizacji, zapewniająca czyste ścinanie lutowiny i oszczędne dysponowanie materiałem lutowanym jest próba ścinania połączenia lutowanego elementów walcowych lutowanych do czoła (rys. 2). choć nie jest ona znormalizowana, to prostota realizacji zachęca do jej powszechnego stosowania. tatyczna pr a na rozci ganie polega na obciążeniu próbki tak, aby w złączu lutowanym generować jedynie naprężenia rozciągające bez zginania. w normie przedstawiono przykładowe złącze próbne, które może być zmienione w zależności od potrzeb (rys. 3b). należy pamiętać, że wyniki uzyskane w próbie wytrzymałości na rozciąganie nie dają żadnych informacji o wytrzymałości badanego złącza w próbie ścinania. ys. 2. statyczna próba „czystego” ścinania połączenia lutowanego ig. 2. static shearing test of brazed joint 52 przegląd spawalnictwa 9/2013 pomiar twardo ci umożliwia określenie stanu metalurgicznego materiału podstawowego, a w przypadku przeprowadzonej obróbki cieplnej daje informację o jej skuteczności. pomiar twardości jest badaniem standardowym, stosowanym np. w celu zbadania charakterystyki dyfuzyjnej spoiwa oraz obecności faz międzymetalicznych, często decydujących o jakości złącza. norma nie narzuca sposobu pomiaru twardości, ale zapisano w niej, że wyniki uzyskane różnymi metodami badań nie zawsze są porównywalne. adania nieniszcz ce zł czy lutowanych wg pnn 12 4 badania nieniszczące, podobnie jak w przypadku połączeń spawanych, stanowią bardzo przydatne narzędzia pomagające określić jakość połączeń uzyskanych w procesie lutowania. w pn–en 12799 lutowanie twarde – badania nieniszczące złączy lutowanych na twardo do połączeń lutowanych wyznaczono następujące badania nieniszczące: wizualne, ultradźwiękowe, radiograficzne, penetracyjne, szczelności, na obciążenie, termograficzne (termografia aktywna). adania wizualne stanowią podstawową, najtańszą, a często najskuteczniejszą metodę oceny jakości połączeń lutowanych. należy jednak pamiętać, że metoda ta umożliwia wykrycie tylko takich niezgodności lub wad w połączeniu lutowanym, które wychodzą na jego powierzchnię. podstawowe niezgodności lub wady wykrywane za pomocą badań wizualnych to: pory powierzchniowe, pęcherze powierzchniowe, przemieszczenie kątowe elementów, erozja powierzchni złącza w wyniku oddziaływania lutu, niedobór lutu, nadmiar lutu, liniowe przemieszczenie elementów, nieregularna wypływka pachwinowa lutowiny itp. pn–en 12799 wskazuje dodatkowo inne określone jako różne niezgodności i wady powierzchni, takie jak: pozostałości topnika na powierzchni lutowiny, odpryski lutu na powierzchni materiałów łączonych, nadmierne rozpłynięcie lutu, nieusunięte pozostałości topnika. w normie tej podano niezbędne informacje i wytyczne dotyczące sposobu prowadzenia badań wizualnych, warunków technicznych oraz zapisu z badań. adania ultrad więkowe wg pn–en 12799 prowadzone są najczęściej techniką echa, choć norma dopuszcza również realizację badań techniką przepuszczania. w przypadku badań ultradźwiękowych, inaczej jak w przypadku badań wizualnych, możliwe jest wykrycie takich niezgodności lub wad jak: niepełne wpłynięcie lutu do szczeliny kapilarnej, duże pęcherze gazowe lub wtrącenia żużla, podłużne pęknięcia, małe pęcherze, niepełne zwilżenie powierzchni materiału podstawowego i pęknięcia poprzeczne. przykład badania ultradźwiękowego instalacji rurowej metodą echa przedstawiono na rysunku 4. pr a odrywania stanowi jedną z najprostszych metod badań mechanicznych, a jej podstawowym celem jest określenie stopnia wypełnienia szczeliny lutem przez pomiar powierzchni miejsc niezwilżonych. w pn–en 12797 podano sposób wykonania próbki i metodę jej odrywania (rys. 3c). ponadto przy zastosowaniu maszyny wytrzymałościowej próbę można traktować jako półilościową, dającą pewne wartości liczbowe wyrażające wytrzymałość połączenia lutowanego. pr a zginania daje informacje o zdolności złącza do przenoszenia momentu gnącego podczas eksploatacji. w tej próbie złącze lutowane jest odkształcane przez zginanie w celu określenia ciągliwości i odporności na pęknięcie strefy wpływu ciepła, materiałów podstawowych i całej konstrukcji lutowanej. norma dopuszcza dwa sposoby realizacji próby zginania: przez zginanie swobodne lub zginanie kontrolowane wokół trzpienia (płyta z zaokrąglonym końcem) o odpowiednim, określonym uprzednio promieniu (rys. 3d). badaniu poddaje się przeważnie złącza zakładkowe blach, ale również złącza doczołowe i skośne elementów o przekroju okrągłym. adania metalogra czne dzieli się na: badania makroskopowe przy powiększeniu do 30x i badania mikroskopowe przy powiększeniach od 50 do 2000x. ys. 3. sposoby przygotowania próbek do badań ig. 3. shapes of specimen for testing badania makroskopowe umożliwiają określenie wad i niezgodności w złączach, takich jak np. pęcherze gazowe, wtrącenia topnika i pęknięcia, kształt geometryczny lutowiny oraz stopień wypełnienia szczeliny lutowniczej lutem. badania metalograficzne mikroskopowe umożliwiają wykrycie obecności wszelkiego rodzaju wtrąceń niemetalicznych, drobnych pęcherzy gazowych, mikropęknięć, ocenę struktury lutowiny i materiału podstawowego, szerokości strefy dyfuzyjnej, obecności faz międzymetalicznych, wielkości ziaren i innych. pn-en 12797 zaleca, aby próbki do badań metalograficznych przygotować tak, żeby złącze lutowane wykazywało zmienną szerokość, co ułatwia badanie metalograficzne. ścinanie rozciąganie odrywanie zginanie a c d 53przegląd spawalnictwa 9/2013 ys. 4. badania ultradźwiękowe połączeń mufowych instalacji rurowej [5] ig. 4. ultrasonic testing of bush joints in pipeline [5] adania radiogra czne – ich podstawą jest wykorzystanie promieniowania rtg lub γ do wykrywania niezgodności w złączach lutowanych, co umożliwia rozpoznawanie krytycznych wewnętrznych niezgodności. intensywność przenikania promieniowania zostaje zmieniona przy przejściu przez materiał i przez niezgodność w materiale. wykonanie badań radiograficznych może być trudne, gdy współczynnik pochłaniania promieniowania x przez spoiwo jest podobny do współczynnika pochłaniania tego promieniowania przez materiał podstawowy. wówczas kontrast w miejscach występowania ewentualnych niezgodności może być bardzo nieznaczny. przykładowe wyniki badań przedstawiono na rysunku 5. ys. 5. radiogram połączenia mufowego rur z widocznymi pęcherzami gazowymi lub wtrąceniami topnika [6] ig. 5. radiogram of pipes brazed joint with visible gas cavities and flux inclusions adania penetracyjne umożliwiają wykrycie niezgodności wychodzących na powierzchnię lutowiny, przy czym rozdzielczość metody, ze względu na obraz niezgodności znacznie większy niż jej rzeczywisty rozmiar, jest znacznie większa niż w badaniach wizualnych. na rysunku 1 widać pęknięcie w połączeniu lutowanym, które w zasadzie było niewykrywalne za pomocą badań wizualnych i dopiero napełnienie badanego elementu penetrantem wskazało miejsce występowania niezgodności (pęknięcia). tak więc badania penetracyjne stanowią również wartościowe narzędzie kontroli szczelności połączeń lutowanych. norma wskazuje na problem całkowitego usunięcia odczynników z powierzchni elementów po badaniach, szczególnie gdy powierzchnia ta jest np. porowata. wówczas podczas ponownego lutowania (jeżeli jest dozwolone) mogą występować utrudnienia związane z pogorszoną zwilżalnością powierzchni przez lut lub może dojść do powstania porowatości. zwrócono również uwagę na konieczność dokładnego usunięcia pozostałości potopnikowych z powierzchni lutowanych przed badaniem, gdyż przeważnie wykazują one dużą porowatość i są przyczyną niewłaściwych wskazań podczas badania. adanie szczelno ci prowadzone jest w celu określenia całkowitego natężenia przecieku obiektu lub złącza lutowanego, albo usytuowania miejsca przecieku. norma rozróżnia dwie podstawowe metody badań szczelności: wykrywania wypływania gazu z obiektu przez złącze lutowane – badanie ciśnieniowe i wykrywania wpływania gazu do obiektu przez złącze lutowane na twardo – badanie próżniowe. czułość drugiej metody jest o 10 rzędów wielkości większa niż pierwszej. badania próżniowe prowadzi się z wykorzystaniem helu jako gazu znakującego i spektrometru masowego jako wykrywacza nieszczelności. badania ciśnieniowe wykonuje się metodą pęcherzykową. adania termogra czne w ostatnim dziesięcioleciu cieszą się coraz większym zainteresowaniem jako metoda badań materiałów inżynierskich wykorzystująca wymuszony nieustalony przepływ ciepła, określana często jako termografia aktywna. metoda ta znajduje zastosowanie również w badaniach połączeń lutowanych. termografia aktywna jest skuteczną i efektywną metodą badań umożliwiającą wykrycie obszaru połączenia lutowanego, w którym doszło do nieprawidłowego (lub niecałkowitego) wypełnienia szczeliny lutowniczej. metoda jest oparta na zasadzie nieustalonego przepływu ciepła (na drodze przewodzenia) przez lutowinę łączącą dwa elementy, przy czym skutkiem tego przepływu ciepła jest przejściowy rozkład temperatury na zewnętrznej powierzchni elementu znajdującego się po stronie przeciwległej do strony, na której powierzchnia jest nagrzewana. nagrzewanie powierzchni jednego z elementów odbywa się w sposób impulsowy celem wywołania nieustalonego przepływu ciepła, natomiast uzyskany przejściowy rozkład temperatury na zewnętrznej powierzchni elementu analizowany jest z zastosowaniem kamery termowizyjnej. wyniki badań przykładowych złączy lutowanych prowadzonych z wykorzystaniem termografii aktywnej przedstawiono na rysunku 6. 54 przegląd spawalnictwa 9/2013 ys. . wyniki badań stopnia wypełnienia szczeliny lutowniczej z wykorzystaniem: a) badań radiograficznych, b) termowizji aktywnej [7] ig. . results of the degree of brazing gap filling by solder with the use of: a) radiographic examination, b) active thermography examination podsumowanie niezgodności występujące w połączeniach lutowanych w większym lub mniejszym stopniu wpływają na ich właściwości użytkowe. istotne z punktu widzenia jakości połączeń jest zatem umiejętne rozpoznanie występujących w nich niezgodności i oszacowanie ich wpływu na te właściwości. klasyfikacji niezgodności lutowniczych dokonano w pn-en iso 18279 lutowanie twarde. niezgodności w złączach lutowanych na twardo. określono w niej również zależność pomiędzy geometrią niezgodności i jej wielkością a poziomem jakości połączenia lutowanego. pomocne w rozpoznawaniu rodzaju niezgodności są metody badań nieniszczących, których zasady określa pn-en 12799 lutowanie twarde. badania nieniszczące złączy lutowanych na twardo. z kolei oceny właściwości mechanicznych połączeń lutowanych można dokonać na podstawie pn-en 12797 lutowanie twarde. badania niszczące złączy lutowanych na twardo, określającej zasady prowadzenia badań niszczących połączeń lutowanych. literatura [1] ciszewski a., radomski t.: obróbka oraz łączenie tytanu i jego stopów, wnt, warszawa 1984. [2} pn-en iso 18279:2008p lutowanie twarde. niezgodności w złączach lutowanych na twardo. [3] pn-en 12797:2002 lutowanie twarde. badania niszczące złączy lutowanych na twardo. [4] pn-en 12799:2003 lutowanie twarde. badania nieniszczące złączy lutowanych na twardo. [5] www.olympus-ims.com, 24.06.2013 [6] www.cemosxray.com, 24.06.2013 [7] pawlak s., różański m., muzia g.: zastosowanie termografii aktywnej do badań nieniszczących połączeń lutowanych, przegląd spawalnictwa, nr 2/2013, s. 24-28. a) b) apowied wydawnicza komórkowa struktura i wyjątkowe cechy pian aluminiowych są przyczyną problemów ich cięcia i spajania. w referacie przedstawione metody wytwarzania, strukturę, właściwości i zastosowania aluminiowych pian metalicznych. scharaktejerzy nowacki, janusz grabian, sławomir krajewski pro lemy lutowania pian aluminiowych referat wygłoszony na 4. międzynarodowej konferencji naukowo technicznej postęp w technologiach lutowania, politechnika wrocławska, wrocław, 23-25 września 2013 r. artykuł zostanie opublikowany w numerze 1/2014 przeglądu spawalnictwa. ryzowano również sposoby cięcia pian wodą i elektroiskrową, jako metod przygotowania krawędzi do lutowania oraz technik łączenia pian: mechanicznych i spawalniczych ze szczególnym naciskiem na ich lutowanie miękkie i twarde. ps 4 2018 www.pdf 20 przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 spawalnicze naprężenia i odkształcenia   w konwencjonalnych ścianach szczelnych   oraz ekranach nowej generacji welding tensions and deformations in the conventional sealed walls and the new generation screens dr inż. kwiryn wojsyk, dr inż. ryszard krawczyk, inż. daniel wierzchowski – politechnika częstochowska. autor korespondencyjny/corresponding author: kwiryn@gmail.com streszczenie w pracy przedstawiono porównanie symulowanych naprężeń i odkształceń spawalniczych powstających w płytach zaprojektowanych jako ściany szczelne. wykazano, że spawanie ekranów spoinami pachwinowymi prowadzi do większych naprężeń i deformacji o 20÷35% niż spoinami czołowymi. wskazano inne, liczne zalety innowacyjnego rozwiązania. słowa  kluczowe: naprężenia spawalnicze; odkształcenia spawalnicze; ściana szczelna; spoiny pachwinowe i czołowe abstract the paper presents a comparison of simulated welding tensions and deformations created in plates designed as sealed walls. it has been shown that welding of sealed wall elements with fillet welds leads to higher tensions and deformations by 25÷35% than in the case of butt welds. indicated a number of other advantages of innovative solutions. keywords: welding tensions; welding deformations; sealed wall; fillet welds and butt welds wstęp jedną z podstawowych zasad projektowych i wykonawczych konstrukcji spawanych jest minimalizacja liczby i grubości spoin w nich występujących. skutkiem spawania jest bowiem powstanie przestrzennego stanu naprężeń z powodu nierównomiernego nagrzewania łączonych elementów. zatem doprowadzenie dowolnej ich części do temperatury wyższej od sąsiedniej, powoduje efekt odkształceniowy przeistaczający się w powstanie naprężeń. jeżeli naprężenia te osiągną granicę plastyczności spajanych elementów, powstaje spęczenie (skrócenie) stref nagrzanych, co po ich ochłodzeniu skutkuje skurczem spawalniczym. skurcz ten może powodować pęknięcia stygnących spoin i powstanie wielokierunkowych odkształceń, zawsze jednak prowadzi on do powstania naprężeń pozostających – pozbawiających wyroby spawane części zapasu plastyczności, a zatem i podatności na odkształcenia. efekty te są szczególnie niebezpieczne podczas i po spawaniu materiałów i konstrukcji o dużej sztywności (małym zapasie plastyczności), spowodowanej np. znaczną grubością elementów, przesztywnieniem konstrukcyjnym, naprężeniami odlewniczymi lub pochodzącymi od różnego typu obróbek technicznych. przykładem takich konstrukcji są ściany szczelne kotłów (rys. 1). jeżeli są one wykonane z energetycznych stali nowej generacji, mogą sprawić wiele kłopotów spawalnikom kwiryn wojsyk, ryszard krawczyk, daniel wierzchowski przeglad welding technology review rys. 1. montaż kotła z widocznymi śladami po dwustronnym prostowaniu klinowym fig.  1. boiler installation with visible traces on two-sided wedge straightening doi:.http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v90i4 .875 21przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 rys.  2.  modele wykorzystywane w symulacji: a) płyta spawana czterema spoinami pachwinowymi; b) płyta spawana jedną spoiną czołową fig. 2. models used in simulation: a) plate welded with four fillet welds; b) plate welded with one butt weld tablica i. właściwości mechaniczne stali x5 crni18-10 wg pn-en 10088-1 table i. mechanical properties of x5crni18-10 steel according to pn-en 10088-1 i energetykom [1,2]. dowiodły tego próby wprowadzenia w europie zachodniej i środkowej stali p/t24 do powszechnego użycia w latach 2010÷2012 [3]. kilkanaście wyłączeń bloków energetycznych miało złożone, w tym metalurgiczne przyczyny, jednak pęknięcia konstrukcji spawanych są zawsze wywoływane naprężeniami oddziałującymi na złącza. ściany szczelne ze względu na swoją budowę rura–płaskownik–rura należą do konstrukcji o znacznej gęstości spoin. tym pilniejsze staje się zbadanie konstrukcji, która wykonana jest z dwulub czterokrotnym zmniejszeniem liczby spoin. ekran tego typu można złożyć z rur z dwoma wypustkami po obu stronach pobocznicy, wykonanych np. metodą wyciskania [4]. spoiny łączące rury wykonane będą w płaszczyźnie symetrii ekranu [5]. założenia eksperymentu symulacyjnego eksperyment polegał na utworzeniu modeli płyt złożonych z rur spawanych czterema spoinami pachwinowymi (rys. 2a), do których przyłożono zewnętrzne siły ściska jące, równoważne naprężeniom wywołanym przez spoiny, które będąc rozciągane powodują ściskanie płyt. oznaczenie  re, mpa rm, mpa a5, % twardość, hb e, gpa znak stali numer stali x5crni18–10 1.4301 400 500÷700 45 215 200 byłyby dospawywane (tabl. ii/2), byłyby składane z trzech (tabl. ii/3) lub dwóch segmentów (tabl. ii/4) zespawanych wcześniej. wybrane rezultaty symulacji przedstawiono na rysunkach 3÷6. wynika z nich, że niezależnie od metody konstruowania ekranu w całość, naprężenia zredukowane hmh, odkształcenia względne, jak i przemieszczenia są niższe o 20÷35% w przypadku spawania ekranu jedną spoiną czołową niż czterema spoinami pachwinowymi. ujemną cechą prezentowanego rozwiązania jest wyższy o 30÷50% koszt rur z wypustkami w stosunku do rur konwencjonalnych, jednak liczne zalety ekranów nowej konstrukcji przemawiają za ich wdrożeniem. podstawowe korzyści z zastosowania ekranów nowej generacji to: – co najmniej dwukrotne (najczęściej czterokrotne) zmniejszenie liczby spoin i ich udziału w objętości konstrukcji ściany szczelnej; – możliwość minimalizacji podziałki pomiędzy poszczególnymi rurami, co prowadzi do zwiększenia powierzchni czynnej ekranów; – zmniejszenie poziomu wzdłużnych, poprzecznych i zredukowanych naprężeń spawalniczych; – całkowite wyeliminowanie międzyoperacyjnego obracania elementów ekranów; – eliminacja karbów kształtu wzdłuż spoiny i ścianek rur; – skrócenie czasu i zmniejszenie kosztów spawania; – zmniejszenie prawdopodobieństwa wystąpienia niezgodności spawalniczych ze względu na ograniczenie objętości spoin i wykorzystanie najkorzystniejszej, podolnej pozycji spawania; – zastąpienie spoin pachwinowych czołowymi, co zwiększa trwałość i wytrzymałość konstrukcji rurowej; – eliminacja spawania pozaosiowego powodująca zmniejszenie odkształceń spawalniczych; – możliwość wykonania prostej obróbki mechanicznej i cieplnej spoin; – ułatwienie i skrócenie czasu kontroli złączy, w tym zastosowania automatyki kontrolnej do regulacji i archiwizacji danych procesu spajania; – możliwość kształtowania przejścia rura–wypustka metodami obróbki plastycznej; – zastąpienie spawania w pozycji pb; najkorzystniejszym spawaniem w pozycji podobnej (pa), co przyspiesza spawanie; – zmniejszenie liczby potencjalnych ognisk korozyjnych i miejsc wzmożonej turbulencji medium; – zwiększenie zapasu plastyczności ekranu a przez to ułatwienie jego dalszego kształtowania plastycznego; – zmniejszenie objętości, a zatem i masy ściany szczelnej; – zmniejszenie zużycia materiałów dodatkowych do spawania; – eliminowanie niebezpieczeństwa perforacji ścianek rur podczas spawania i zmniejszenie niebezpieczeństwa jej zaistnienia (atak wodorowy) podczas dalszej eksploatacji; – poprawa możliwości skutecznego nanoszenia powłok chroniących wysokotemperaturową odporność erozyjnokorozyjną ekranów. a) b) ponieważ ekran można wykonać składając rury lub całe segmenty różnymi sposobami, założono cztery rozkłady naprężeń odpowiadające możliwym wariantom zestawiania ekranów. założono, że płyty o wymiarach 1000 × 1338 mm złożone są z 18 rur o średnicy 42 mm i grubości ścianki 4 mm rozstawionych z podziałką 72 mm. jako materiał przyjęto stal 1.4301 (x5 crni18-10) ze względu na przyszłe perspektywy jego zastosowania. właściwości mechaniczne przyjętej stali zamieszczono w tablicy i. warianty odpowiadające różnym sposobom spawania ścian szczelnych wraz z otrzymanymi rezultatami przedstawiono w tablicy ii. do wykonania obliczeń wykorzystano program solidworks 2016 wraz z modułem solidworks simulation premium, umożliwiającym przeprowadzenie analizy statycznej obciążonych płyt [6]. ściany ekranowe obciążano tak, jak gdyby ekran był spawany symultanicznie (tabl. ii/1), kolejne rury 22 przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 rys. 3. pole przemieszczenia ekranu przy ściskaniu płyty – wariant 1: a) ekran spawany czterema spoinami pachwinowymi, b) ekran spawany jedną spoiną czołową fig. 3. displacement field of the screen during compression of the plates – variant 1: a) element welded with four fillet welds, b) element welded with one butt weld tablica ii. warianty obciążeń płyt ekranowych i zestawienie wyników badań table ii. variants of screen plates load and a summary of the test results wariant rodzaj obciążenia parametr cztery spoiny  pachwinowe jedna spoina czołowa 1 naprężenie, mpa max 11,7 8,36 min 6,2 4,23 odkształcenie •10–5 max 4,3 3,4 min 3,0 2,0 przemieszczenie, mm max 0,022 0,017 min 0,0001 0,0015 2 naprężenie, mpa max 20,14 15,9 min 0,77 0,3 odkształcenie •10–5 max 7,8 6,6 min 0,3 0,1 przemieszczenie, mm max 0,045 0,033 min 0,0002 0,0031 3 naprężenie, mpa max 21,45 17,46 min 5,88 4,01 odkształcenie •10–5 max 8,3 6,7 min 2,8 0,19 przemieszczenie, mm max 0,042 0,031 min 0,0005 0,002 4 naprężenie, mpa max 14,91 11,81 min 0,77 0,48 odkształcenie •10–5 max 5,9 4,7 min 0,3 0,02 przemieszczenie, mm max 0,028 0,020 min 0,0003 0,001 a) b) 23przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 rys. 5. wyboczenie ukazane w różnych rzutach wariantu 3 spawania płyty wraz z polem przemieszczeń z zastosowaniem: a) czterech spoin pachwinowych, b) jednej spoiny czołowej fig. 5. buckling shown in different views of variant 3 welding the plate together with the displacement field using: a) welding with four fillet welds, b) welding with one butt weld rys. 6. wyboczenie ukazane w różnych rzutach wariantu 4 spawania płyty wraz z polem przemieszczeń z zastosowaniem: a) czterech spoin pachwinowych, b) jednej spoiny czołowej fig. 6. buckling shown in different views of variant 4 welding the plate together with the displacement field using: a) welding with four fillet welds, b) welding with one butt weld rys. 4. wyboczenie ekranu pokazane w różnych rzutach – wariant 2, wraz z polem przemieszczeń elementu przy zastosowaniu: a) spawania czterema spoinami pachwinowymi, b) spawania jedną spoiną czołową fig. 4. screen buckling shown in different views – variant 2, together with the displacement field of the element using: a) welding with four fillet welds, b) welding with one butt weld a) b) a) b) a) b) literatura [1] brózda j.: seminarium dotyczące stali dla nowoczesnych wysokowydajnych elektrowni i materiałów dodatkowych do ich spawania, rudy raciborskie 15.01.2009 r., biuletyn instytutu spawalnictwa 2/2009, s. 12-15. [2] kudła k., wojsyk k.: possibilities of constructing sale and cost-effective shields for heat exchangers, polis journal of environmental studies vol. 22, no. 6a, pp. 26-29, 2013. [3] zasuń r.: pech energetyka: kocioł pęka, woda sika, gazeta wyborcza 23.09.2011, s. 26. podsumowanie  rozpatrywanie ekranów szczelnych o nowej konstrukcji jest perspektywiczne. z konstrukcją ekranów o mniejszej liczbie spoin wiąże się szereg istotnych zalet produkcyjnych i eksploatacyjnych. zmniejszenie naprężeń i odkształceń o 25÷30% może istotnie zwiększyć ich trwałość. [4] michalczyk j., wojsyk k.: bezpieczne i ekonomiczne konstruowanie ekranów wymienników ciepła ze stali i innych stopów o ograniczonej spawalności, przegląd spawalnictwa 5/2014, s. 37-42. [5] kudła k., wojsyk k.: sposób wytwarzania ściany wymiennika ciepła, patent rp nr 224 942, warszawa 2017.02.02. [6] wierzchowski d.: naprężenia i odkształcenia obliczeniowe w płytach wielokrotnie spawanych, praca inżynierska, promotor dr inż. kwiryn wojsyk, częstochowa 2016.201107_pspaw.pdf 14 przegląd spawalnictwa 7/2011 jerzy dobosiewicz wojciech brunné przyczyny nieszczelności rurociągu wody amoniakalnej w obszarze połączeń spawanych causes of pipeline leakage ammonia water  near to welded joints jerzy dobosiewicz, wojciech brunné – przedsiębiorstwo usług naukowo-technicznych „pro novum”, katowice. streszczenie w artykule przedstawiono wyniki badań przeprowadzonych w celu ustalenia przyczyn pękania rurociągu wody amoniakalnej wykonanego ze stali p235gn. badania wykazały, że przyczyną powstawania pęknięć w pobliżu złączy spawanych jest korozja międzykrystaliczna na skutek działania środowiska agresywnego (siarczek żelazowy). stwierdzono, że dodatkową przyczyną mógł być brak podgrzewania wstępnego i wyżarzającego połączeń spawanych. abstract the article presents the results of tests conducted to determine the causes of cracking of ammonia water pipe made of steel p235gn. studies show that the cause of cracks near to welded joints is intergranular corrosion by the action of aggressive environment (iron sulfide). it is found that an additional reason could be the lack of preheating and annealing of welded joints. wstęp po kilku latach eksploatacji w rurociągach odnotowano liczne uszkodzenia poprzeczne na powierzchni wewnętrznej wokół połączeń spawanych. wykonywane naprawy przez spawanie nie dały pozytywnych wyników. pęknięcia miały charakter międzyziarnowy i były wypełnione produktami korozji zawierającymi m.in. siarczek żelazawy fes. rurociąg został wykonany ze stali niestopowej (konstrukcyjnej) p235gh. montaż i połączenia spawane wykonywała firma posiadająca uprawnienia udt oraz zatwierdzoną instrukcję technologiczną spawania wps. połączenia spawane wykonano na zimno bez wyżarzania odprężającego jak dla stali węglowej. projektant rurociągu nie podał dodatkowych warunków spawania. badania metalograficzne wykazały, że przyczyną uszkodzenia była korozja naprężeniowa. warunki pracy rurociągi wody amoniakalnej pracują w sposób ciągły. powstająca w procesie kondensacji gazu koksowniczego woda zawiera duże ilości rozpuszczonych związków kwaśnych h2s, co2 oprócz amoniaku oraz również lotne i nielotne związki amonowe, zawiesiny smół, olejów, fenole, benzol i inne związki smołowe. dane techniczne rurociągów parametry pracy ciśnienie: – ciśnienie robocze pr = 1,0 mpa, – ciśnienie próbne pp = 1,43 mpa, – temperatura tr = 80°c. wymiary: – kolana ø 108 x 6,30 mm, – prostki ø 60,3 x 3,6 mm, – prostki ø 114,3 x 4,0 mm. środowisko korozyjne: zgodnie z danymi projektowymi w wodzie pogazowej dopuszcza się maksymalne stężenie: 10 g/dm3 cl– i 2 g/dm3 h2s. 15przegląd spawalnictwa 7/2011 naprężenia dokumentacja techniczna wymienia dwa źródła naprężeń: – od wydłużeń: 60÷80% dopuszczalnego dla zastosowanej stali, co po przeliczeniu wg danych testowych dla re = 254 mpa daje: (254 mpa/1,5) x 0,8 = 135 mpa – od ciśnienia: dla pr = 1 mpa wynoszą w zależności od wymiarów rur odpowiednio: – ø 108 x 6,30 mm => 8,5 mpa, – ø 114,3 x 4,0 mm => 9,0 mpa, – ø 60,3 x 3,6 mm => 8,3 mpa. w warunkach spawania wskazanych przez projektanta nie ma informacji dot. podgrzewania wstępnego oraz wyżarzania odprężającego, co wynika z gatunku materiału i grubości ścianki rur rurociągu. charakter i umiejscowienie pęknięć uszkodzenia w postaci pęknięć obwodowych występowały najczęściej na: – króćcach do pomiarów akpia (rys. 1 i 2), – spawanych kolanach segmentowych (rys. 3), – odcinkach prostych w strefie spoin kątowych, tzw. boczników (rys. 4). początek pęknięć zlokalizowany był na powierzchni wewnętrznej w pobliżu połączeń spawanych lub pod nimi oraz przy spoinach połączeń kołnierzowych. badania makroskopowe wykazały, że: – pęknięcia w rejonie spoin obwodowych występują w znacznej odległości od połączenia spawanego (rys. 5), – pęknięcia pod spoiną pachwinową bocznika umiejscowione są poza strefą wpływu ciepła (swc) (rys. 6). badania metalograficzne badania metalograficzne wykonano na przekrojach poprzecznych pęknięć oraz spoin. w wyniku badań stwierdzono, ze w rejonie wszystkich pęknięć struktura metalu jest ferrytyczno-perlityczna z wyraźną rys. 1. połączenie czołowe z kołnierzem fig. 1. the butt joint with flange rys. 2. obwodowe pęknięcia rurociągu od strony wewnętrznej w pobliżu spoin obwodowych czołowych (1) i pachwinowych (2) fig. 2. circumferential cracks on the inner side of the pipeline near the butt circumferential joints (1) and fillet weld (2) rys. 3. kolano segmentowe, pęknięcie w okolicy spoiny czołowej fig. 3. knee segment, rupture near to a butt weld rys. 4. napoina pachwinowa bocznika do galwanicznego łączenia elementów rurociągu (a) i pęknięcia obwodowe pod bocznikiem (b). fig. 4. padding weld on the shunt to galvanic joining of elements of the pipeline (a) and circumferential cracks in a shunt (b) rys. 5. połączenie kołnierzowe – pęknięcia od strony wewnętrznej fig. 5. flange joint – cracks on the inside 2 b) 1 rys. 6. połączenie bocznika z rurą – pęknięcia od strony wewnętrznej fig. 6. the joint of shunt and pipe – cracks on the inside a) a) 16 przegląd spawalnictwa 7/2011 rys. 7. fragment a z rys. 6, pow. 100 x fig. 7. fragment a z fig. 6, magn. 100 x rys. 8. pęknięcie przebiegające po granicach ziarn fig. 8. crack extending on the grain boundaries pasemkowatością (rys. 7), a pękanie ma charakter międzyziarnowy (rys. 8). pomiary twardości materiał miał twardość 110÷130 hv. badania osadów sprawdzono metodą punktową skład chemiczny osadu pobranego z pęknięcia. w wyniku badania stwierdzono obecność znacznej ilości związków siarki (rys. 9). badania wody amoniakalnej badania wody amoniakalnej wykazały, że w czasie prowadzenia badań stężenie siarkowodoru nie przekroczyło 0,5 g/dm3. rys. 9. miejsca badań punktowych osadów w pęknięciach fig. 9. location of point of sediment in the cracks podsumowanie rurociąg został wykonany ze stali węglowej p235gn, a połączenie spawane wykonano bez podgrzewania wstępnego i wyżarzania odprężającego zgodnie z uprawnieniami udt – wykonawcy montażu dla tego gatunku stali. występujące uszkodzenia miały charakter poprzeczny w stosunku do głównej osi rurociągu i brały swój początek na powierzchni wewnętrznej w pobliżu spoin, szczególnie pachwinowych, łączących elementy „obejść” galwanicznych z powierzchnią rury. wszystkie pęknięcia przebiegały między ziarnami (charakter międzykrystaliczny) i były powodowane korozją międzykrystaliczną, która występuje w przypadku: – działania naprężeń rozciągających (własnych lub przyłożonych), – obecności środowiska agresywnego (np. h2s), – materiału podatnego na działanie h2s (woda amoniakalna zawierająca h2s). w rurociągach wykonanych ze stali węglowych po niezbyt długim okresie eksploatacji często występują pęknięcia międzykrystaliczne. jest to pękanie naprężeniowe, siarczkowe pojawiające się w strefach swc lub w ich pobliżu. w stali o strukturze ferrytyczno-perlitycznej o stosunkowo niskiej twardości często pojawia się również w materiale rodzimym. gdy twardość obszaru złącza spawanego lub w miejscu spoin przekracza dopuszczalną wartość 250 hv, należy zgodnie z pn-en iso 15156-2:2008 spawany element poddać wyżarzaniu odprężającemu. przyczyną uszkodzenia było prawdopodobnie przekraczanie dopuszczalnej wartości stężenia h2s w wodzie amoniakalnej, co mogło mieć miejsce w czasie rozruchu urządzenia lub okresowo w czasie eksploatacji. dodatkowym czynnikiem sprzyjającym inicjacji pękania był sposób montażu (brak podgrzewania wstępnego i wyżarzania odprężającego połączeń spawanych). literatura [1] uhlig h.: korozja i jej zapobieganie, warszawa, wnt 1976. [2] tasak e.: pękanie korozyjne stali niestopowych i stopowych – problemy uszkodzeń korozyjnych instalacji w przemyśle chemicznym. seminarium naukowo-techniczne udt oddz. kraków, 06.2010. ps 5 2016 www.pdf 34 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 spawane złącza doczołowe w mostach kolejowych   w świetle kryterium przydatności użytkowej konstrukcji welded butt joints in railway bridges according to fitness for purpose dr hab. inż. bernard wichtowski, em. prof. zut – zachodniopomorski uniwersytet technologiczny w szczecinie. autor korespondencyjny/corresponding author: marekw@zut.edu.pl streszczenie badania rentgenograficzne 155 mostów kolejowych, wybudowanych w latach 1936-1975, wykazały w ich spawanych złączach doczołowych występowanie niezgodności spawalniczych niedopuszczalnych przez normy odbioru. dla spoin z pęknięciami wewnętrznymi określono ich wytrzymałość zmęczeniową. analiza takich spoin w mostach na linii katowice – tczew wykazała, że są one w stanie bezpiecznie przenosić obciążenia eksploatacyjne. przy ich analizie zastosowano kryterium przydatności użytkowej konstrukcji. słowa kluczowe: mosty stalowe; złącza spawane; niezgodności spawalnicze abstract x-ray studies of 155 railway bridges, built between 19361975, showed in their welded butt joints occurrence of welding imperfections unacceptable by the standards of reception. for welds with internal cracks the fatigue strength was determined. analysis of such joints in bridges on the line katowice tczew showed that they are able to carry the load safely during use. for their analysis the criterion of fitness for purpose was applied. keywords: steel bridges; fusion-welded joints; imperfections wstęp pomimo dużego postępu w zakresie materiałów i techniki spajania w ostatnich dekadach, pytanie: „czy złącze musi być najsłabszym miejscem konstrukcji?” jest nadal aktualne [1]. szczególnie duże przemiany i postęp dokonuje się w zakresie zmierzającym do podniesienia jakości wytwarzanych połączeń [2,3,4]. gwarantem wykonania konstrukcji stalowej o właściwej użytkowalności i trwałości jest zakład produkcyjny o odpowiednich uprawnieniach. wykaz aktualnych wymagań spawalniczych dla danej klasy wykonania omówiono w pracy [5,6]. niektórzy autorzy krytycznie oceniają nowowprowadzone poziomy jakości spoin zarówno pod względem spawalniczym oraz ekonomicznym i postulują problem ten poddać powszechnej dyskusji [3,4]. pewnym przyczynkiem w tej dyskusji jest niniejszy artykuł. wpływ niezgodności spawalniczych (ns), a w szczególności pęknięć w spoinach, należy rozpatrywać indywidualnie, biorąc pod uwagę krzywe wytrzymałości zmęczeniowej dla danej niezgodności i rozwiązania konstrukcyjne analizowanego złącza [7,8]. należy wtedy zastosować kryteria przydatności użytkowej konstrukcji (fitness for purpose), na podstawie których można ustalić czy ns jest dopuszczalna z punktu widzenia mechaniki pękania i rzeczywistego stanu obciążenia złącza [9,10,11]. takie podejście do odbioru złączy spawanych, już od lat siedemdziesiątych xx wieku, jest stosowane w rurociągach gazowniczych oraz zbiornikach ciśnieniowych i zostało wprowadzone w kilku normach światowych omówionych w pracach [9,10]. na rysunku 1 przedstawiono bernard wichtowski poziom dopuszczalności ns według wymagań norm i przepisów oraz wyznaczone na podstawie kryteriów przydatności użytkowej konstrukcji (puk), przy których konstrukcja ma wymagany zapas bezpieczeństwa. konieczne jest wówczas zidentyfikowanie, metodami nieniszczącymi, wymiarów i położenia ns w złączu spawanym. przeglad welding technology review rys.  1.  poziomy dopuszczalności niezgodności spawalniczych – ns według wymagań norm i przepisów oraz wg kryterium przydatności użytkowej konstrukcji – puk [9] fig. 1. the levels of acceptability of welding imperfections – according to the requirements of standards and regulations and according to the criterion of fitness for purpose – [9] 35przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 ustalenie wielkości wady krytycznej przeprowadza się według jednego z trzech poziomów jakości: – pierwszy poziom jakości określony według najprostszych wzorów mechaniki pękania z wykorzystaniem przybliżonych danych o właściwościach materiału i naprężeniach, – drugi poziom jakości bazujący na wzorach nieliniowej mechaniki pękania i dokładnych danych materiałowo-naprężeniowych, – trzeci poziom jakości bazujący na obliczeniach jak w poziomie drugim z uwzględnieniem badań strukturalnych złącza. metodykę postępowania przy ustalaniu dopuszczalnych wielkości ns według danego poziomu jakości, wraz z modelami obliczeniowymi i przykładami obliczeń, przedstawiono obszernie w pracach [9,10], a w odniesieniu do konstrukcji mostowej w pracy [12]. jakość złączy doczołowych w eksploatowanych mostach kolejowych  słusznie stwierdzono w pracy [10], że prekursorem idei przydatności użytkowej konstrukcji w polsce był prof. andrzej fabiszewski [13,14]. to dzięki profesorowi w ramach tematu ministerstwa komunikacji mk-133-06-02-04, który zamówiła dyrekcja generalna pkp, w latach 1954 – 1990 przeprowadzono badania rentgenograficzne spoin czołowych dźwigarów głównych około 200 eksploatowanych mostów kolejowych [15]. dla 155 mostów, w tym 125 blachownicowych i 30 kratowych, ustalono dokładną datę ich budowy. na rysunku 2 podano liczbę przebadanych mostów, wybudowanych w poszczególnych pięcioleciach oraz liczbę wykonanych rentgenogramów. histogram górny obrazuje liczby mostów poddanych weryfikacji rentgenograficznej oraz liczby mostów, których dźwigary mają złącza doczołowe z pęknięciami. histogram dolny przedstawia liczbę badanych złączy mostów wybudowanych w kolejnych pięcioleciach, poczynając od roku 1936, a kończąc na roku 1975. rys. 2. liczbowe zestawienie mostów i mostów z pęknięciami oraz badanych złączy spawanych fig.  2. numerical collation of bridges, bridges with cracks and tested welded joints pęknięcia wykryto w 34 mostach (21,9%) na 437 rentgenogramach. stanowią one 2,8% ogólnej liczby odcinków spoin badanych, równych 15875 rentgenogramów, z czego 10507 dotyczy złączy elementów rozciąganych, a pozostałe 5368 elementów ściskanych. poziom  jakości  spoin lata budowy mostów 1936 -1940 1941 1945 1946 -1950 1951 -1955 1956-1960 1961 -1965 1966 -1970 1071 -1975 liczba rentgenogramów spoin b+ 56 198 660 557 1164 2039 1437 2062   b 53 88 627 380 393 294 156 140 c 97 89 734 240 119 89 46 34 d 90 34 493 69 40 9 4 19 >d 400 103 2426 260 157 14 1 4 razem 696 512 4940 1506 1873 2445 1644 2259 tablica i. podział liczbowy spoin poziomów jakości według pn-en 1090-2 [16] i pn-en iso 5817 [17] oraz procentowy ich udział w sumie wykonanych rentgenogramów table i. numerical segregation of quality levels of joints according to pn-en 1090-2 [16] and pn-en iso 5817 [17], and percentage share in the total number of performed radiograms wykonane rentgenogramy spoin czołowych z badanych in situ mostów kolejowych zakwalifikowano do odpowiednich klas wadliwości od r1 do r5, zgodnie z wymogiem aktualnie obowiązującej w danym okresie normy pn-87/m-69772. w przybliżeniu klasy wadliwości r1˜r5 według tej normy są porównywalne z poziomem jakości spoin b+ ˜ d podanym w tabl. i według wymogów norm [16,17]. wielokrotne badania złączy doczołowych z pęknięciami wielu mostów, w interwałach czasowych 5˜8 letnich, 36 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 nie wykazały ich rozwoju ani powstawania nowych pęknięć. obszerna próba wyjaśnienia tego zjawiska jest przedstawiona m.in. w pracy [8]. widoczna „pewność” tych konstrukcji może być następstwem tego, że nie „pracowały” one jeszcze w okolicznościach niezbędnych do powstania uszkodzeń. zakład konstrukcji metalowych ps, dokładną analizę tych okoliczności przeprowadził dla mostów trzech linii kolejowych: e20 kunowice-terespol, centralnej magistrali kolejowej warszawa-katowice oraz magistrali węglowej katowice-tczew. w artykule analizę konstrukcyjno-naprężeniową ograniczono do badanych mostów usytuowanych na linii kolejowej katowice-tczew. analiza badanych mostów   na linii katowice-tczew przekazanie do eksploatacji w 1933 r. linii karszniceinowrocław umożliwiło wywóz węgla z zagłębia do gdyni najkrótsza trasą herby nowe-bydgoszcz-gdynia. budowa tej linii, zwanej magistralą węglową była największą inwestycją pkp w okresie międzywojennym. obecnie jest to linia katowice-tczew długości 499 km. na linii tej zkm politechniki szczecińskiej prowadził w latach 1959-1974 kilkakrotnie badania rentgenograficzne spoin czołowych w 10 konstrukcjach mostowych usytuowanych zgodnie z rys. w tablicy ii. dziewięć konstrukcji mostowych zostało wykonanych w latach 1946˜1949, a konstrukcja mostu nr x w 1965 roku. konstrukcje nośną wszystkich mostów stanowią wolnopodparte dźwigary blachownicowe o rozpiętości teoretycznej od 10,9 m do 31,4 m (tabl. ii). badaniami rentgenograficznymi objęto poprzeczne spoiny czołowe pasów rozciąganych i ściskanych oraz środników dźwigarów głównych. ogółem wykonano 1284 rentgenogramy spoin, w tym 658 zdjęć dotyczyło odcinków rozciąganych. na rysunku 3 przedstawiono graficznie, w ujęciu procentowym i liczbowym, zestawienie przebadanych złączy doczołowych w poszczególnym rys. 3. procentowe i liczbowe zestawienie niezgodności spoin badanych mostów według kryteriów akceptacji normy [16] fig.  3. percentage and numerical collation of welded joints imperfections of tested bridges according to the acceptance criteria of the standard [16] moście z podziałem na poziomy jakości dopuszczalne (histogram górny) i niedopuszczalne (histogram dolny) według wymogów normy [16]. na 10 rentgenogramach w 6 mostach stwierdzono pęknięcia spoin. łącznie wykryto 12 pęknięć o długości od 8 do 90 mm. w celu oszacowania trwałości użytkowej badanych mostów przeprowadzono analizę naprężeń w złączach doczołowych z pęknięciami, które stwierdzono w 6 mostach. wyniki analizy podano w tablicy iii. dokonano obliczenia wartości naprężeń charakterystycznych występujących w spoinach czołowych (w osi nakładek i przykładek) oraz poza nakładkami w blasze pasowej lub środnika (wartości w mianowniku). usytuowanie mostów nr mostu schemat dźwigarów   i miejsce pęknięć (w kółkach) pęknięcia i iii iv viii most iii – b most iv – a ii v vii most ii – a, ã, b most v – ã, b most vii ã vi most vi – a, b ix x tablica ii. usytuowanie badanych mostów i schematy ich dźwigarów nośnych table ii. location of tested bridges and the diagrams of their carrying girders 37przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 obliczenia wykonano zgodnie z pn-82/s-10052 i pn85/s-10030 – jak przy sprawdzaniu na zmęczenie, tj. przy obciążeniach charakterystycznych ze współczynnikiem dynamicznym. w kolumnie 3 podano wartość naprężeń nominalnych od stałego obciążenia mostu, a w kol. 4 od obciążenia stałego i obciążeń normowych taborem, z uwzględnieniem wpływów dynamicznych. naprężenia te wyznaczono od podstawowego układu obciążeń, przyjmując klasę obciążenia k = +2. w kolumnie 5 zestawiono wartości naprężeń od obciążenia stałego i ruchomego lokomotywą et-21, z uwzględnieniem wpływów dynamicznych. natomiast w kolumnie 6 podano sumę naprężeń od obciążenia stałego i pomierzonych tensometrycznie wartości naprężeń w pasowych stykach doczołowych mostu przez rzekę ner (most nr v). naprężenia mierzono rys. 4. prosta regresji z obszarem ufności i wyniki badań zmęczeniowych 18 próbek fig. 4. regression line with the confidence region and fatigue test results of 18 samples nr mostu l0 [m] naprężenia w mpa λ  σekspl/σnorm  liczba cykli obc. [n•106]obc. stałe układ obciążeń pomierzone + obc. stałep - normowe p – ekspl. 1 2 3 4 5 6 7 8 iii iv 14,5 14,5 -    0,557 0,535 1,80 1,84 ii v vii 21,2 21,2 21,2 0,593 0,593 0,580 1,84 1,77 1,84 vi 31,4 0,662 0,666 1,84 a, ã, b – spoiny z pęknięciami wg tabl. ii tablica iii. naprężenia normalne w spoinach czołowych z pęknięciami (wartości w liczniku) oraz poza nakładkami (wartości w mianowniku), stosunek naprężeń eksploatacyjnych do normowych i liczba cykli obciążenia mostu table iii. normal stresses in butt welds with cracks (values in the numerator) and outside cover plates (values in the denominator), the ratio of usable stresses to the standard ones and number of load bridge cycles w trakcie przejazdów pociągów towarowych z parowozami typu ty 246 lub ty 51. w kolumnie 7 podano stosunek naprężeń σekspl/σnorm, a w kol. 8 przypuszczalną liczbę przejeżdżających pociągów do 2000 r. przez jeden tor na danym moście. badania zmęczeniowe złączy   z pęknięciami wewnętrznymi w ramach kompleksowej oceny żywotności złączy z pęknięciami wewnętrznymi przeprowadzono ich laboratoryjne badania zmęczeniowe. technologię wykonywania próbek i metodykę przeprowadzania badań przedstawiono w pracy [7]. spoiny spawano ręcznie w pozycji podolnej, elektrodami kwaśnymi ea1.46 o średnicy 4,0 mm przy prądzie stałym o biegunowości ujemnej i natężeniu 180˜200a. badania rentgenograficzne 18 próbek (rys. 4) wykazały, poza pęknięciami o długościach od 14 do 145 mm, istnienie pęcherzy gazowych i żużli zwartych, a w dwóch przypadkach żużli pasmowych oraz odcinkowego braku przetopu. badania zaprogramowano zgodnie z wymogiem pn-76/h-04325, stosując jednostronne, cykliczne rozciąganie na sześciu poziomach naprężeń nominalnych: 140, 130, 120, 100, 80 i 50 mpa, przy współczynniku amplitudy r = 0,1. badania przeprowadzono na pulsatorze z częstotliwością 300 cykli na minutę, a parametry zniszczenia poszczególnych próbek przedstawiono na rysunku 4. tam też podano wyznaczone równanie prostej regresji, w układzie logarytmicznym, z którego wyznaczona wartość nieograniczonej wytrzymałości na zmęczenie wynosi zrj = 89,8 mpa, dla ni = 2•106 cykli obciążenia. 38 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 literatura [1] senkara j.: czy złącze musi być najsłabszym miejscem konstrukcji ? biuletyn instytutu spawalnictwa w gliwicach, nr 5/2003. [2] ferenc k., ferenc j.: współczesne technologie spawania i kontrola jakości konstrukcji budowlanych. xix ogólnopolska konferencja warsztat pracy projektanta konstrukcji, ustroń 2004. [3] czuchryj j., sikora s. staniszewski k.: ocena jakości złączy spawanych w konstrukcjach kontrolowanych radiograficzne na podstawie poziomu jakości b+ wg pn-en 1090-2. przegląd spawalnictwa, nr 3/2013. [4] wichtowski b: w sprawie nowych wymagań jakościowych dotyczących połączeń spawanych w mostach stalowych, inżynieria i budownictwo, nr 5/2015. [5] hołowaty, j., wichtowski b.: testing of welded joints in steel bridges to european standards, steel bridges: innovation & new challenges 2015. international symposium, istambul 2015. [6] wichtowski b., hołowaty j.: badania złączy spawanych w mostach stalowych według wymagań norm pn-en 1090-2 i pn-en iso 5917. inżynieria i budownictwo, 3/2016, [7] wichtowski b.: wytrzymałość zmęczeniowa spawanych złączy doczołowych w stalowych mostach kolejowych. prace naukowe ps nr 572, szczecin 2002. [8] kocanda s.: zmęczeniowe pękanie metali. wnt, warszawa 1985. [9] klimpel a.: kontrola i zapewnienie jakości w spawalnictwie, tom. 1. wydawnictwo politechniki śląskiej, gliwice 1998. [10] rykaluk k. pęknięcia w konstrukcjach stalowych. dwe, wrocław 1999. [11] fisher j.w., mertz d.r.: hundreds of bridges – thousands of cracks. civil engineering (asce), no 4, 1985. [12] rykaluk k., wichtowski b.: wytrzymałość konstrukcji mostowej z pęknięciami w spawanych złączach czołowych. materiały xliii konferencji naukowej kiliw pan i kn pzitb, t.5, krynica-poznań 1997. [13] fabiszewski a.: dotychczasowe badania rentgenograficzne konstrukcji mostowych. zeszyty naukowe politechniki szczecińskiej nr 6, technika z.4, pwn, poznań 1958. [14] fabiszewski a.: warunki naprężeniowe powstawania kruchych pęknięć w konstrukcjach stalowych pod wpływem wad spawalniczych. zeszyty naukowe politechniki szczecińskiej nr 29, prace monograficzne nr 4, szczecin 1962. [15] ostapiuk h., wichtowski b.: stan złączy spawanych w eksploatowanych mostach kolejowych w świetle badań rentgenograficznych. inżynieria i budownictwo, nr 10/1991. [16] pn-en 1090-2 + a1:2012 wykonanie konstrukcji stalowych i aluminiowych część 2: wymagania techniczne dotyczące konstrukcji stalowych. [17] pn-en iso 5817:2014 spawanie-złącza spawane ze stali, niklu, tytanu i ich stopów (z wyjątkiem spawanych wiązką) – poziomy jakości według niezgodności spawalniczych. [18] wiśniewski d., majka m., bień j.: ocena nośności mostów w okresie ich eksploatacji – doświadczenia krajowe i zagraniczne. inżynieria i budownictwo, nr 7-8/2013. podsumowanie przedstawione badania rentgenograficzne pozwoliły zewidencjonować niezgodności spawalnicze złączy doczołowych w dźwigarach głównych 155 mostów kolejowych. szczególnie dużą liczbę spoin z istotnymi ns stwierdzono w obiektach wybudowanych do roku 1960. 37,5 % badanych mostów z tego okresu ma pęknięcia wewnętrzne w spoinach czołowych. określona z badań laboratoryjnych, nieograniczona wytrzymałość zmęczeniowa spoin czołowych z pęknięciami wewnętrznymi zrj = 90 mpa jest każdorazowo większa od wartości naprężeń rozciągających wyznaczonych od obciążenia eksploatacyjnego w tego typu spoinach mostowych σ = 52˜58 mpa. w złączach spawanych konstrukcji, płaskie niezgodności spawalnicze takie jak pęknięcia, przyklejenia oraz braki przetopu mogą występować wewnątrz złącza, jeżeli naprężenie inicjujące pęknięcie będzie mniejsze od naprężenia koniecznego do jego rozwoju [7,8]. stwierdzenie to potwierdziły obliczenia trwałości, jednego z badanych mostów mającego pęknięcia w złączach doczołowych, powstałe w 1936 roku [12]. fakty te stanowią materiał weryfikujący już zastosowanych nowych metod w ocenie mostów istniejących, przez normy kanady, wielkiej brytanii, danii i szwajcarii. w normach tych państw przyjęto częściowo kryteria puk [18]. 201503_pspaw.pdf 36 przegląd spawalnictwa vol. 87 3/2015 wpływ kulowania na właściwości użytkowe połączeń spawanych stali austenitycznej 1.4539 wykonanych metodą tig i wiązką lasera shot-peening effect of the welded joints properties of the austenitic steel 1.4539 made by tig and laser beam barbara nasiłowska, zdzisław bogdanowicz, grzegorz mońka, wojciech szymański mgr inż. barbara nasiłowska; dr hab. inż. zdzisław bogdanowicz, prof. wat; – wojskowa akademia techniczna inż. grzegorz mońka – instytut mechaniki precyzyjnej; dr inż. wojciech szymański – instytut metali nieżelaznych w gliwicach autor korespondencyjny/corresponding author: nasilowska.barbara@gmail.com przedmiot badań przedmiotem badań była stal austenityczna 1.4539 (o zaw. proc. ni 24÷26, cr 19÷21, mo 4÷5, cu 1,2÷2,0, mn ≤ 2,0, n ≤ 0,15, si ≤ 0,7, p ≤ 0,030, s ≤ 0,010, c ≤ 0,02) spawana metodą tig oraz laserowo. połączenie nietopliwą elektrodą wolframową φ2,5 mm mtc mt-904l i spoiwem g/w 20 25 5 cul (20% cr, 25% ni, 4,5% mo, 1,5% cu) zostało wykonane w zakładach budowy aparatury chemicznej, grupa azoty w tarnowie wg technologii produkcyjnej stosowanej praktycznie do wykonania m.in. aparatury chemicznej (rys. 1a, b). natomiast laserowe spawanie przeprowadzono w centrum laserowych technologii metali politechniki świętokrzyskiej za pomocą lasera co2 triumf 1005 w odległości ogniskowej soczewki 260 mm z plamką na powierzchni próbki φ 0,4 mm o mocy p = 4,5 kw i prędkości spawania v = 1,4 m/min, w osłonie helu (rys. 1c, d). streszczenie w pracy przedstawiono wpływ kulowania pneumatycznego powierzchni na strukturę, mikrotwardość i naprężenia własne połączeń wykonanych ze stali austenitycznej 1.4539 spawanej wiązką lasera co2 i metodą tig. celem praktycznym badań było uzupełnienie obecnego stanu wiedzy dotyczącego połączeń spawanych laserowo i metodą tig umocnionych kulowaniem powierzchni. badania wykazały znaczne rozdrobnienie struktury powierzchni połączeń spawanych oraz wzrost mikrotwardości i naprężeń ściskających. słowa kluczowe: kulowanie, stal austenityczna, tig, laser abstract this article presents shot-peening effect on the structure, microhardness and compressive of the austenitic steel 1.4539 welded by tig and co2 laser beam. practical research aim is to supplement current state of knowledge and practice of the welded joints of the austenitic steel 1.4539 made by tig and laser beam which is reinforced by shot-peening. the research shows significant defragmentation of the welded connections structure, microhardness and compressive stress increase. keywords: austen itic stainless steel, shot peening, tig, laser beam rys. 1. struktura spoiny wykonanej metodą tig (a), (b) oraz laserem co2 przy parametrach spawania p = 4,5 kw i v = 1,4m/min (c), (d) fig. 1. weld structure made by tig (a), (b) and co2 laser beam with welding parameters p = 4,5 kw i v = 1,4m/min (c), (d) a) c) b) d) 37przegląd spawalnictwa vol. 87  3/2015 wyniki badań kulowanie warstwy wierzchniej połączeń spawanych ze stali 1.4539 wiązką lasera i metodą tig zostało przeprowadzone w instytucie mechaniki precyzyjnej w warszawie (rys. 2a) strumieniem śrutu ze stali sprężynowej (ok. 640 hv) o średnicy φ 0,8 mm pod ciśnieniem 0,5 atm. czas trwania ekspozycji wynosił 6 min, zaś pokrycie próbki 100%. intensywność kulowania określona za pomocą płytki almena stripsa (typ a, grade ii) wynosiła fc = 0,25 mm (rys. 2b). parametry takie stosowano dla wielu konstrukcji spawanych. w wyniku kulowania (dynamicznego umacniania) warstwy wierzchniej stereometria powierzchni nie uległa znacznym zmianom (rys. 3). chropowatość powierzchni przed kulowaniem wyniosła ra = 3,9 µm, ry5 = 18,53 µm, zaś po kulowaniu ra = 3,98 µm i ry5 = 18,77 µm. a) b) rys. 2. stanowisko do kulowania warstwy wierzchniej (a) oraz pomiar strzałki ugięcia płytki kontrolnej almena (b) fig. 2. workplace for top layer shot-peening (a) and almen’s control strip deflection measurement (b) a) b) rys. 3. topografia powierzchni stali 1.4539 przed (a) i po kulowaniu (b) fig. 3. 1.4539 steel surface topography before (a) and after (b) shotpeening badania wykonywane za pomocą elektronowego mikroskopu skaningowego struktury materiału rodzimego (rys. 4a, b) strefy złącza spawanego wiązką lasera (rys. 4c, d) i metodą tig (rys. 4e, f) stali 1.4539 po kulowaniu wykazały deformację ziaren austenitu wywołanej zgniotem warstwy wierzchniej do głębokości 150÷200 µm. a) b) c) d) e) f) rys. 4. mikrostruktura warstwy wierzchniej po kulowaniu mechanicznym materiału rodzimego (a, b) strefy połączeń spawanych wiązką lasera (c), (d) i metodą tig (e), (f) wykonana przy użyciu mikroskopu skaningowego quanta 3d feg firmy fei i detektora fsd (a, c, e) oraz ebsd (b, d, f) fig. 4. top layer microstructure after shot-peening of the base material (a, b) of the welds made by laser beam (c), (d) and tig method (e), (f) made with quanta 3d feg fei with fsd detector (a, c, e) and ebsd (b, d, f) scanning electron microscope pomiary mikrotwardości zostały wykonane metodą vickersa hv0,1 przed umocnieniem i po umocnieniu w głąb powierzchni materiału rodzimego, w strefie wpływu ciepła (swc) oraz w spoinie (s) próbek spawanych wiązką lasera i metodą tig. efektem dynamicznej obróbki powierzchniowej połączeń spawanych jest umocnienie warstwy wierzchniej spowodowane zgniotem powierzchniowym. wyniki badań rozkładu mikrotwardości przedstawione w formie wykresów dla próbek spawanych wiązką lasera (rys. 5) i metodą tig (rys. 6) wskazują na znaczny wzrost mikrotwardości. w wyniku obróbki plastycznej walcowaniem w procesie produkcyjnym stali 1.4539 mikrotwardość materiału rodzimego (mr) przed kulowaniem wynosiła 38 przegląd spawalnictwa vol. 87 3/2015 ok. 290 hv (20 µm w głąb powierzchni), natomiast po umocnieniu dynamicznym wzrosła do ok. 350 hv na tej samej głębokości. cykl cieplny w procesie spawania laserowego spowodował odpuszczenie i ponowny rozrost ziaren w postaci dendrytów, w wyniku czego mikrotwardość w strefie wpływu ciepła (swc) i spoinie (s) przed kulowaniem ukształtowała się do wartości normatywnej (195 hv). natomiast proces umacniania dynamicznego spowodował wzrost mikrotwardości do poziomu ok. 400 hv w swc i s na głębokości ok. 20 µm od powierzchni próbki (rys. 5). strefa połączenia spawanego wiązką lasera została umocniona na głębokości ok. 300 µm. wskutek cyklu cieplnego i segregacji pierwiastków stopowych wchodzących w skład spoiwa spoiny wykonanej metodą tig mikrotwardość na głębokości 20 µm od powierzchni próbki w osi spoiny przed kulowaniem wynosiła 154hv i przechodziła w wartość znormalizowaną na poziomie 195 µm. w procesie kulowania mechanicznego nastąpiło umocnienie warstwy wierzchniej do głębokości ok. 250 µm (rys. 6). rys. 5. rozkład mikrotwardości w głąb warstwy wierzchniej materiału rodzimego i elementów spawanych wiązką lasera fig. 5. distribution of microhardness into the top layer of the base metal and welds made by laser beam rys. 6. rozkład mikrotwardości w głąb warstwy wierzchniej materiału rodzimego i elementów spawanych metodą tig fig. 6. distribution of microhardness into the top layer of the base metal and welds made by tig rys. 7. miejsca pomiaru naprężeń własnych w strefie połączenia spawanego w osi x i y fig. 7. residual stresses in the zone of the weld in the x and y axes measurement rys. 8. naprężenia własne w spoinie (s), strefie wpływu ciepła (swc) oraz materiale rodzimym (mr) w osi x (a) i y (b) przed oraz po kulowaniu powierzchni fig. 8. residual stresses in the joint (s), heat-affected zone (haz) and the base material (bm) in the x-axis (a) and y-axis (b) before and after surface shot-peening measurement a) b) badania doświadczalne naprężeń własnych połączeń spawanych badania naprężeń własnych zostały wykonane w instytucie metali nieżelaznych oddział metali lekkich w skawinie. pomiary prowadzono w spoinie, strefie wpływu ciepła i materiale rodzimym przed i po kulowaniu połączeń wykonanych metodą tig i wiązką lasera, w osi x i y (rys. 7). badania wykonano przenośnym dyfraktometrem rentgenowskim proto i xrd do pomiaru naprężeń własnych i zawartości austenitu szczątkowego firmy proto, kanada. w analizowanych obszarach (s, swc, mr) nastąpił wzrost naprężeń ściskających na powierzchni połączeń spawanych wiązką lasera i metodą tig spowodowany kulowaniem (rys. 8). głębiej położone warstwy metalu nie pozwalają na swobodne i pełne rozprzestrzenienie się odkształceń plastycznych wywołanych procesem kulowania, co w efekcie powoduje powstanie naprężeń ściskających [9]. w spoinie (s) stan naprężeń ściskających po kulowaniu zmieniał się od -364 do -661 mpa w zależności od metody wykonania i kierunków pomiarowych. przed procesem kulowania w strefie wpływu ciepła (swc) i spoinie (s) stwierdzono w tych strefach naprężenia własne rozciągające. natomiast w materiale rodzimym (mr) po spawaniu występowały w każdym przypadku naprężenia ściskające, których wartość wzrosła po procesie kulowania. największe naprężenia własne ściskające występują w swc i mr dla połączenia laserowego po kulowaniu. w połączeniu wykonanym metodą tig w swc naprężenia po kulowaniu (większy efekt cieplny) wyniosły -295 mpa (x) i 81 mpa (y). 39przegląd spawalnictwa vol. 87  3/2015 wnioski 1. w wyniku kulowania warstwy wierzchniej chropowatość powierzchni uległa nieznacznym zmianom i wynosiła: – przed kulowaniem ra = 3,9 µm, ry5 = 18,53 µm, – po kulowaniu ra = 3,98 µm i ry5 = 18,77 µm. 2. głębokość umocnionego ww. materiału po kulowaniu sięgała odpowiednio do: – 200 µm dla materiału rodzimego, – 250 µm dla strefy wpływu ciepła (swc) i spoiny (s) wykonanej metodą tig, – 300 µm dla strefy wpływu ciepła (swc) i spoiny (s) wykonanej laserowo. w wyniku obróbki plastycznej materiału rodzimego (mr) walcowaniem mikrotwardość przed kulowaniem wynosiła ok. 290 hv na głębokości 20 µm od powierzchni. natomiast po kulowaniu mikrotwardość ta wzrosła do ok. 350 hv. 3. proces kulowania próbek spawanych laserowo spowodował wzrost mikrotwardości do wartości ok. 400 hv na głębokości ok. 20 µm od powierzchni próbki. 4. rozkład mikrotwardości przed kulowaniem spoiny wykonanej metodą tig na głębokości 20 µm wyniósł 154 hv, przechodząc w wartość znormalizowaną na poziomie 195 µm. po kulowaniu wystąpił wzrost mikrotwardości do poziomu ok. 420 hv w swc i s na głębokości ok. 20 µm od powierzchni próbki. 5. naprężenia ściskające prostopadle do osi spoiny w połączeniach spawanych wiązką lasera po kulowaniu znacząco wzrosły i wynosiły odpowiednio: – -364 mpa w spoinie (przed -121 mpa), – -748 mpa w strefie wpływu ciepła (przed -129 mpa), – -766 mpa w materiale rodzimym (przed -279 mpa), natomiast równolegle do osi spoiny wynosiły: – -661 mpa w spoinie (przed -117 mpa), – -730 mpa w strefie wpływu ciepła (przed 296 mpa), – -713 mpa materiale rodzimym (przed -250 mpa). 6. w połączeniach spawanych metodą tig po kulowaniu również nastąpił wzrost naprężeń ściskających prostopadle do osi spoiny o: – -420 mpa w spoinie (przed 282 mpa), – -295 mpa w strefie wpływu ciepła (przed 123 mpa), — -445 mpa w materiale rodzimym (przed -143 mpa). oraz równolegle do osi spoiny: — -356 mpa w spoinie (przed 336 mpa), – -81 mpa w strefie wpływu ciepła (przed 46 mpa), – -280 mpa materiale rodzimym (przed -230 mpa). literatura [1] t. burakowski, w. napadłek: umacnianie udarowe metali. inżynieria materiałowa wydawnictw issn 0208-6247, 2008, vol. 29, nr 6, s.1044—1046. [2] a. fedoryszyn, t. piosik, s. rzadkosz, l. staszczak, p. zyzak: efekty obróbki powierzchniowej strumieniem śrutu. xii konferencja odlewnicza technical 2010. [3] k. zhan, c.h. jiang, v. ji: effect of prestress state on surface layer characteristic of s30432 austenitic stainless steel in shot peening process. materials and design 42 (2012), 89–93. [4] k. zhan, c.h. jianga, v. ji: surface mechanical properties of s30432 austenitic steel after shot peening. applied surface science 258 (2012), 9559–9563. [5] k. zhan a, c.h. jiang v. ji: uniformity of residual stress distribution on the surface of s30432 austenitic stainless steel by different shot peening processes. materials letters 99 (2013), 61–64. [6] l. shen, l. wang, y. wang, ch. wang: plasma nitriding of aisi 304 austenitic stainless steel with pre-shot peening. surface & coatings technology 204 (2010), 3222–3227. [7] o. takakuwa, h. soyama: suppression of hydrogen-assisted fatigue crack growth in austenitic stainless steel by cavitation peening. international journal of hydrogen energy 37 (2012), 5268-5276, [8] k. zhan, c.h. jianga, v. ji: surface mechanical properties of s30432 austenitic steel after shot peening. applied surface science 258 (2012), 9559– 9563. [9] p. fu, ch. jiang, residual stress relaxation and micro-structural development of the surface layer of 18crnimo7-6 steel after shot peening during isothermal annealing. materials and design 56 (2014), 1034–1038. 201509_pspaw.pdf 21przegląd spawalnictwa vol. 87  9/2015 stan normalizacji w zakresie systemów jakości, kwalifikacji personelu oraz badań odbiorczych urządzeń w technologiach natryskiwania cieplnego standardization in the field of quality systems, personnel qualifications and testing of equipment in thermal spray technologies mgr inż. anna olbrycht – instytut mechaniki precyzyjnej, warszawa. autor korespondencyjny/corresponding author: korozja@imp.edu.pl streszczenie w artykule dokonano przeglądu ustanowionych polskich norm decydujących o zapewnieniu wysokiej jakości procesu wytwarzania powłok natryskiwanych cieplnie. przedstawiono normy dotyczące zasad wprowadzania systemów jakości w zakładach wykonujących proces natryskiwania cieplnego, normy dotyczące kwalifikacji personelu wykonującego oraz nadzorującego proces natryskiwania cieplnego oraz normy dotyczące badań odbiorczych urządzeń do natryskiwania cieplnego. przedstawiono krótki opis każdej z tych norm. słowa kluczowe: system jakości, kwalifikacje personelu, natryskiwanie cieplne abstract the paper reviewed the set of polish standards determining high quality of thermally sprayed coatings. the study presents the standards on quality assurance measures for thermal spray instalations, personel qualification (both thermal sprayer and supervising personel), testing of components and accompanying speciments and quality assurance measures. a short description of each of these standards was given. keywords: quality system, personnel qualifications, thermal spraying wstęp proces natryskiwania cieplnego stosowany jest powszechnie w wielu gałęziach przemysłu do nanoszenia powłok odpornych na korozję, w regeneracji części maszyn, do wytwarzania powłok na nowych częściach maszyn o szczególnie wysokich właściwościach oraz do wytwarzania powłok dekoracyjnych. przy tak szerokim zastosowaniu powłok natryskiwanych cieplnie bardzo ważne jest zapewnienie możliwie wysokiej jakości wytwarzanych wyrobów. w celu otrzymania, zgodnej z wymaganiami, wysokiej jakości powłok konieczne jest monitorowanie wszystkich czynników biorących udział w procesie natryskiwania cieplnego, gdyż proces ten cechuje duża trudność w kontroli przebiegu poszczególnych etapów produkcji, których prawidłowość gwarantuje wysoką jakość. jakości produktu nie zapewni tylko kontrola ostateczna, musi ona wynikać z zapewnienia jakości podczas całego procesu produkcyjnego. w związku z tym należy znormalizować wymagania, jakie muszą spełniać materiały i urządzenia użyte podczas procesu produkcyjnego oraz cały proces od przygotowania powierzchni podłoża do obróbki końcowej. należy również znormalizować metody badań oraz kwalifikacje personelu wykonującego i nadzorującego proces. przestrzeganie określonych wymagań zapewnia system zarządzania jakością. anna olbrycht system zarządzania jakością w celu zapewnienia wysokiej jakości w każdym momencie wytwarzania ważne jest wprowadzenie przez wykonawcę systemu zarządzania jakością. w pn-en iso 14922:2002 natryskiwanie cieplne – wymagania jakościowe stawiane natryskiwaniu cieplnemu konstrukcji [19] podano ogólne wytyczne dotyczące zapewnienia jakości całemu procesowi natryskiwania cieplnego. w pierwszej części pn-en iso 14922-1: wytyczne doboru i zastosowanie podano wskazówki, jak dobrać wymagania jakościowe stawiane natryskiwaniu cieplnemu, aby dopasować je do typu natryskiwanej konstrukcji. norma zawiera trzy poziomy wymagań jakościowych stawianych natryskiwaniu cieplnemu, które opisano w kolejnych częściach: kompleksowe wymagania jakościowe (pn-en iso14922-2), standardowe wymagania jakościowe (pn-en iso 14922-3) i podstawowe wymagania jakościowe (pn-en iso 14922-4). w każdej z tych części określono wymagania jakościowe stawiane natryskiwaniu cieplnemu w warsztacie i na placu budowy. podano wymagania dotyczące: umowy, natryskiwanej konstrukcji, personelu wykonującego i nadzorującego natryskiwanie cieplne, stosowanych urządzeń, wykonania natryskiwania, materiałów powłokowych, kontroli i badania procesu natryskiwania oraz świadectwa jakości. 22 przegląd spawalnictwa vol. 87 9/2015 kompleksowe wymagania jakościowe (pn-en iso 14922-2) powinny być stosowane, gdy powłoka natryskiwana cieplnie musi sprostać zwiększonym wymaganiom. ma to miejsce np. w lotnictwie, w energetyce lub w przemyśle chemicznym, wówczas gdy uszkodzenie powłoki może spowodować wysokie koszty lub nawet może stanowić niebezpieczeństwo dla ludności i środowiska. w tym przypadku wyrób musi spełniać wszystkie wymagania systemu zarządzania jakością od przeglądu umowy do zapisów dotyczących jakości w pełnym zakresie. jeśli nie jest wymagany tak wysoki system jakości, zleceniodawca i wykonawca mogą zawrzeć umowę, w której ustalone zostaną wymagania standardowe lub podstawowe. ten sposób zalecany jest wówczas, gdy monitorowanie prac ma drugorzędne znaczenie na jakość natryskiwanej powłoki i jeśli ewentualne braki w produkcji nie spowodują wysokich szkód. jedynie w dwóch przypadkach, tzn. w bezpieczeństwie pracy i ochronie środowiska oraz podczas składowania i postępowania z materiałami powłokowymi muszą być spełnione kompleksowe wymagania jakościowe. kwalifikacje personelu jednym z warunków zapewnienia wysokiej jakości i efektywności produkcji są wysokie kwalifikacje personelu. w tym celu opracowano pn-en iso 14918:2000. natryskiwanie cieplne – egzamin dla metalizatorów [15], w której określono sposób przeprowadzenia egzaminu dla metalizatorów i przedstawiono rodzaje egzaminów. metalizator zdaje dwa egzaminy – egzamin teoretyczny z wiedzy zawodowej oraz egzamin praktyczny oceniający umiejętności metalizatora konieczne do natryskiwania cieplnego określoną metodą, sposobem natryskiwania (ręcznym lub zmechanizowanym), dla określonych zastosowań i przy zastosowaniu określonych materiałów powłokowych. w normie określono wiedzę jaką powinien posiadać metalizator, aby zdać egzamin teoretyczny oraz podano szczegółowe kryteria oceny w zakresie natryskiwania płomieniowego/natryskiwania łukowego cynkiem, aluminium i ich stopami jako ochrona przed korozją, natryskiwania płomieniowego/natryskiwania łukowego metalami i stopami w budowie maszyn, natryskiwania płomieniowego stopami przetapialnymi w budowie maszyn, natryskiwania plazmowego metalami i stopami w budowie maszyn, natryskiwania plazmowego cermetalami i węglikami, natryskiwania plazmowego ceramiką, natryskiwania płomieniowego-naddźwiękowego metalami i stopami oraz natryskiwania płomieniowego naddźwiękowego cermetalami. ponadto w normie określono czas trwania uprawnień metalizatora oraz przedstawiono wzór świadectwa z egzaminu dla metalizatora. oprócz wysokowykwalifikowanego personelu wykonującego proces natryskiwania cieplnego ważny dla zapewnienia wysokiej jakości produkcji jest odpowiednio wykwalifikowany personel nadzoru, którego zadaniem jest koordynacja wszystkich czynności związanych z natryskiwaniem cieplnym. personel nadzoru jest odpowiedzialny za planowanie, wykonanie procesu, kontrolę i badanie. w pn-en iso 12690:2011 e natryskiwanie cieplne – nadzór nad natryskiwaniem cieplnym – obowiązki i odpowiedzialność [14], która zastąpiła pn-en 13214:2002 o tej samej nazwie, opisano zakres obowiązków i odpowiedzialności oraz sposób koordynacji czynności w celu zapewnienia wysokiej jakości powłok natryskiwanych cieplnie. określono wiedzę techniczną, jaką powinien posiadać personel nadzorujący proces natryskiwania cieplnego. w załącznikach podano zalecenia dotyczące wymaganej wiedzy technicznej oraz zasadnicze czynności związane z natryskiwaniem cieplnym, którym można przypisać odpowiedni zakres obowiązków i odpowiedzialności. badania odbiorcze urządzeń kolejnym elementem wpływającym na jakość powłok natryskiwanych cieplnie są wymagania jakościowe stawiane urządzeniom do natryskiwania cieplnego. poświęcona tym zagadnieniom jest, składająca się z siedmiu części, norma pn-en 1395:2007 [4]. w pn-en 1395-1:2007 określono wymagania dotyczące badania odbiorczego urządzeń do natryskiwania cieplnego, w tym urządzeń do natryskiwania płomieniowego z uwzględnieniem natryskiwania naddźwiękowego, urządzeń do natryskiwania łukowego, urządzeń do natryskiwania plazmowego w atmosferze i w komorach w warunkach kontrolowanych, jak również manipulatorów i podajników proszku stosowanych w procesach natryskiwania cieplnego. w normie podano cel i warunki badania odbiorczego, które uwzględnia wymagania techniczne stawiane urządzeniom i wymagania stawiane powłokom. w kolejnych częściach pn-en 1395:2007 podano wymagania dotyczące badania odbiorczego poszczególnych urządzeń do natryskiwania cieplnego, stosowanych podczas wykonywania powłok natryskiwanych cieplnie o powtarzalnej jakości. w każdej części podano zasady badania odbiorczego, wykonanie badania odbiorczego oraz przedstawiono przykład protokołu badania odbiorczego. zaleca się, aby części normy od 2 do 7 były stosowane łącznie z pn-en 1395-1:2007, w której znajdują się wymagania ogólne i zasady postępowania. ważnym uzupełnieniem pn-en 1395:2007 jest pn-en 15339-2:2009 natryskiwanie cieplne – wymagania bezpieczeństwa dla sprzętu do natryskiwania cieplnego – część 2: zespoły sterujące gazami [9], w której określono warunki bezpieczeństwa dla zespołów sterujących gazami, które służą do sterowania i/lub regulowania przepływu gazów w zamkniętym układzie regulacji. ponadto przedstawiono działanie oraz konstrukcję zespołów sterujących gazami oraz wykaz norm zawierających wytyczne bezpieczeństwa. w załączniku podano przykłady konstrukcji zespołów sterujących gazami. obecnie w przygotowaniu znajdują się kolejne części pnen 15339: część 1: wymagania ogólne, część 3: pistolety do natryskiwania cieplnego, ich połączenia i źródła zasilania, część 4: zasilanie paliwem gazowym i płynnym, część 5: podajniki proszku lub drutu. materiały powłokowe, technologie, badanie powłok poniżej przedstawiono krótkie opisy pozostałych norm poświęconych zagadnieniom wpływającym na jakość powłok natryskiwanych cieplnie. o zapewnieniu wysokiej jakości powłok natryskiwanych cieplnie decydują również takie czynniki jak: jakość materiałów powłokowych, monitorowanie całego procesu natryskiwania cieplnego od przygotowania powierzchni do obróbki wykończeniowej oraz odpowiednie badanie powłok natryskiwanych cieplnie [25]. materiały powłokowe istnieją dwie normy opisujące wymagania dotyczące dwóch podstawowych postaci materiałów powłokowych: proszków i drutów. pn-en 1274:2007 natryskiwanie cieplne – proszki – skład chemiczny – techniczne warunki dostawy [3] zawiera właściwości i sposób określania właściwości proszków do natryskiwania cieplnego, składy chemiczne proszków oraz techniczne warunki ich dostawy. w pn-en iso 14919:2002 natryskiwanie cieplne – druty, pręty i żyłki do natryskiwania płomieniowego i łukowego – klasyfikacja – techniczne warunki dostawy [16] przedstawiono klasyfikację materiałów do natryskiwania cieplnego w zależności 23przegląd spawalnictwa vol. 87  9/2015 od: metody produkcji i wynikającej z niej struktury oraz grupy materiałowej i składu chemicznego. podano wymiary i tolerancje drutów, prętów i żyłek, ich właściwości, zasady oznakowania oraz techniczne warunki dostawy. technologie do norm technologicznych zalicza się jedną z najważniejszych norm decydujących o prawidłowym wykonaniu i doborze powłok antykorozyjnych natryskiwanych cieplnie pn-en iso 2063:2006 natryskiwanie cieplne powłoki metalowe i inne nieorganiczne cynk, aluminium i ich stopy [13]. w normie określono sposób przygotowania powierzchni przed natryskiwaniem, stosowane materiały powłokowe, warunki nakładania powłok oraz ich uszczelnianie i malowanie. przedstawiono charakterystyczne właściwości powłok, metody ich badań oraz podano zalecane grubości powłok w zależności od warunków stosowania. uzupełnieniem powyższej normy jest pn-h-04684:1997 nakładanie powłok metalizacyjnych z cynku, aluminium i ich stopów na konstrukcje stalowe i wyroby ze stopów żelaza [24]. pn-en iso 14920:2000 natryskiwanie cieplne – natryskiwanie i przetapianie powłok ze stopów przetapialnych natryskanych cieplnie [17] dotyczy powłok natryskiwanych cieplnie, które jednocześnie lub bezpośrednio po natryskaniu zostają przetopione w celu wytworzenia jednorodnej powłoki związanej dyfuzyjnie z podłożem. pn-en iso 17834:2006 natryskiwanie cieplne – powłoki do ochrony przed korozją i utlenianiem w podwyższonych temperaturach [22] dotyczy metalowych powłok natryskiwanych cieplnie stosowanych do ochrony przed korozją w temp. do 1000 °c. zawarto w niej warunki wyboru materiału powłokowego oraz wymagania dotyczące natryskiwania powłoki. pn-en 15520:2008 natryskiwanie cieplne – zalecenia dotyczące zasad konstruowania części przeznaczonych do natryskiwania cieplnego [11] zawiera podstawowe zalecenia dotyczące projektowania części, które całkowicie lub tylko częściowo należy pokryć powłoką. zaleca się je zarówno do części nowych, jak i regenerowanych. decydujący wpływ na przyczepność powłoki natryskiwanej cieplnie ma przygotowanie powierzchni części. w pn-en 13507:2010e natryskiwanie cieplne – przygotowanie powierzchni metalowych przedmiotów i części przed natryskiwa¬niem cieplnym [5], która zastąpiła pn-en 13507:2002 o tym samym tytule, przedstawiono zasady stosowane podczas przygotowania powierzchni części metalowych przed natryskiwaniem cieplnym. opisano metody przygotowania powierzchni oraz przedstawiono materiały ścierne stosowane przy obróbce strumieniowo-ściernej. w pn-en iso 14924:2006 natryskiwanie cieplne – obróbka końcowa i wykończeniowa powłok natryskiwanych cieplnie [21] przedstawiono różne rodzaje obróbki mechanicznej, obróbki chemicznej oraz obróbki cieplnej powłok natryskiwanych cieplnie. badanie powłok pn-en iso 14923:2005 natryskiwanie cieplne – charakterystyka i badanie powłok natryskiwanych cieplnie [20] zawiera charakterystykę powłoki natryskanej cieplnie oraz opis jej właściwości technologicznych i fizycznych. przedstawia metody badań niszczących i nieniszczących stosowane powszechnie do badania powłok natryskiwanych cieplnie. w pn-en 582:1996 natryskiwanie cieplne – określanie przyczepności metodą odrywania [1] opisano badanie przyczepności powłoki natryskiwanej cieplnie do podłoża metodą odrywania w statycznej próbie rozciągania wykonywane w warunkach laboratoryjnych. w pn-en 15340:2008 natryskiwanie cieplne – oznaczanie odporności powłok natryskiwanych cieplnie na naprężenia ścinające [10] opisano inną metodę badania przyczepności powłoki do podłoża: próbę ścinania. próba ścinania służy do określenia przyczepności powłoki natryskanej cieplnie do podłoża (adhezja) i/lub wytrzymałości samej powłoki (kohezja) przy obciążeniu ścinającym. pn-en iso 17836:2006 natryskiwanie cieplne – wyznaczanie współczynnika osadzania powłoki natryskanej cieplnie [23] zawiera sposób oceny strat materiału powłokowego w procesie natryskiwania. opisano kształt i wymiary próbek do badań oraz metodę wykonania badania. podano sposób wyznaczenia współczynnika osadzania oraz informacje, które powinien zawierać protokół badania. literatura [1] pn-en 582:1996 natryskiwanie cieplne – określanie przyczepności metodą odrywania. [2] pn-en 657:2006 natryskiwanie cieplne – terminologia, klasyfikacja. [3] pn-en 1274:2007 natryskiwanie cieplne – proszki – skład chemiczny techniczne warunki dostawy. [4] pn-en 1395:2007 natryskiwanie cieplne – badania odbiorcze urządzeń do natryskiwania cieplnego. część 1: wymagania ogólne. część 2: natryskiwanie płomieniowe z uwzględnieniem natryskiwania naddźwiękowego hvof. część 3: natryskiwanie łukowe. część 4: natryskiwanie plazmowe. część 5: natryskiwanie plazmowe w komorach. część 6: manipulatory. część 7: podajniki proszku. [5] pn-en 13507:2010e natryskiwanie cieplne – przygotowanie powierzchni metalowych przedmiotów i części przed natryskiwaniem cieplnym. [6] pn-en 14616:2006 natryskiwanie cieplne – zalecenia dotyczące stosowania natryskiwania cieplnego. [7] pn-en 14665:2006 natryskiwanie cieplne – powłoki natryskiwane cieplnie – symbole prezentowane na rysunkach. [8] pn-en 15311:2008 natryskiwanie cieplne – części z powłokami natryskiwanymi cieplnie – techniczne warunki dostawy. [9] pn-en 15339-2:2009 – natryskiwanie cieplne – wymagania bezpieczeństwa dla sprzętu do natryskiwania cieplnego – część 2: zespoły sterujące gazami. [10] pn-en 15340:2008 natryskiwanie cieplne – oznaczanie odporności powłok natryskiwanych cieplnie na naprężenia ścinające. [11] pn-en 15520:2008 natryskiwanie cieplne – zalecenia dotyczące zasad konstruowania części przeznaczonych do natryskiwania cieplnego. [12] pn-en 15648:2011 natryskiwanie cieplne – opracowanie procedury pokrywania części. [13] pn-en iso 2063:2006 natryskiwanie cieplne – powłoki metalowe i inne nieorganiczne – cynk, aluminium i ich stopy. [14] pn-en iso 12690:2011e natryskiwanie cieplne – nadzór nad natryskiwaniem cieplnym – obowiązki i odpowiedzialność. [15] pn-en iso 14918:2000 natryskiwanie cieplne – egzamin dla metalizatorów. [16] pn-en iso 14919:2002 natryskiwanie cieplne – druty, pręty i żyłki do natryskiwania płomieniowego i łukowego – klasyfikacja – techniczne warunki dostawy. [17] pn-en iso 14920:2000 natryskiwanie cieplne – natryskiwanie i przetapianie powłok ze stopów przetapialnych natryskanych cieplnie. [18] pn-en iso 14921:2002 natryskiwanie cieplne – procedury stosowania powłok natryskiwanych cieplnie na części maszyn. [19] pn-en iso 14922:2002 natryskiwanie cieplne – wymagania jakościowe stawiane natryskiwaniu cieplnemu konstrukcji. część 1: wytyczne doboru i zastosowanie. część 2: kompleksowe wymagania jakościowe. część 3: standardowe wymagania jakościowe. część 4: podstawowe wymagania jakościowe. [20] pn-en iso 14923:2005 natryskiwanie cieplne – charakterystyka i badanie powłok natryskiwanych cieplnie. [21] pn-en iso 14924:2006 natryskiwanie cieplne – obróbka końcowa i wykończeniowa powłok natryskiwanych cieplnie. [22] pn-en iso 17834:2006 natryskiwanie cieplne – powłoki do ochrony przed korozją i utlenianiem w podwyższonych temperaturach. [23] pn-en iso 17836:2006 natryskiwanie cieplne – wyznaczanie współczynnika osadzania powłoki natryskanej cieplnie. [24] pn-h-04684:1997 nakładanie powłok metalizacyjnych z cynku, aluminium i ich stopów na konstrukcje stalowe i wyroby ze stopów żelaza. [25] olbrycht a.: normalizacja natryskiwania cieplnego, inżynieria powierzchni, 2014 nr 4, s. 46-50. [26] milewski w., olbrycht a.: normalizacja procesów natryskiwania cieplnego w krajach ue. stan obecny i perspektywy. normalizacja,11, 2000, s. 7-10. [27] milewski w., olbrycht a.: standardization of the thermal spraying in the eu countries. the state of art and prospects. vi international conference and exhibition „corrosion-2002”, lwów, 4-6.06.2002 r. [28] milewski w., olbrycht a.: normalizacja procesów nakładania metalowych powłok ochronnych. międzynarodowe seminarium „normalizacja w ochronie przed korozją na tle wymagań unii europejskiej”. hajnówka, 25-27.06.2003 r. 201312_pspaw_25gt.pdf 110 przegląd spawalnictwa 12/2013 leszek misztal wykorzystanie technik bazujących na teorii zbiorów przybliżonych w procesie detekcji i klasyfikacji niezgodności spawalniczych the use of rough sets theory in process   of detection and classification of welding   imperfections r inż. leszek iszta – zachodniopomorski uniwersytet technologiczny w szczecinie. abstract processing of large amount of information deriving from radiographic images and automatically detecting of welding joints imperfections with high accuracy is possible by applying solutions based on rough sets theory and usage of this theory on computer systems that are capable to make fast calculations on huge number of information. the theory posses solid and confirmed mathematical foundation that allows applying it for calculation of attribute importance that have huge significance for identification of weld imperfections, whereas final extracting rules creates knowledge base that gives possibility for computer aided pointing specific class of weld imperfection. technique that is descried in the paper was capable of classification of weld defects with very high accuracy for real data originating from radiographic images of weld joints. streszczenie przetwarzanie znaczących ilości informacji pochodzących z obrazów radiograficznych oraz automatyczne wykrywanie wad połączeń spawalniczych z dużą dokładnością jest możliwe dzięki zastosowaniu rozwiązań opartych na teorii zbiorów przybliżonych oraz zastosowaniu jej w systemach komputerowych, które umożliwiają szybkie przetwarzanie znaczących ilości danych. wspomniana metoda ma solidne podstawy matematyczne, których zastosowanie umożliwia określenie istotności atrybutów mających znaczenie dla identyfikacji niedoskonałości, natomiast ostateczna ocena reguł tworzy bazę wiedzy umożliwiająca komputerowe wskazywanie określonej klasy wady spawu. opisana technika umożliwiła klasyfikację wad w bardzo wysoką dokładnością dla rzeczywistych danych pochodzących ze zdjęć rentgenowskich połączeń spawalniczych. st p teoria zbiorów przybliżonych ma ugruntowaną teorię, opartą na rozszerzeniu teorii zbiorów i definiującej pojęcia dolnego oraz górnego przybliżenia. umożliwia to tworzenie tabeli decyzyjnej na podstawie zebranych danych, atrybutów decyzyjnych oraz zdefiniowanych przybliżeń, które przypisują każdy z przypadków do określonej klasy wraz z wyznaczeniem siły przynależności oraz innych parametrów jakościowych dla uzyskanych reguł. taka tabela może zostać przekształcona w łatwo interpretowalne reguły [1] w postaci jeżeli ... to, jak również zostać zapisana w formie lingwistycznej, która umożliwia łatwą interpretację reguł przez ekspertów. rozwiązania zaproponowane w tej teorii dają również możliwość na określenia poziomu spójności danych, które mają zostać poddane klasyfikacji, co z kolei umożliwia stwierdzenie przydatności informacji do wyznaczenia reguł [2]. możliwe jest również redukowanie wymiaru na podstawie badania współczynników określających poziom istotności poszczególnych atrybutów ze względu na wpływ na docelową zmienną decyzyjną. wymienione cechy opisanej teorii oraz wykorzystanie komputerowego przetwarzania danych umożliwiają automatyczną detekcję wad połączeń spawalniczych 111przegląd spawalnictwa 12/2013 z dużą dokładnością. jest to możliwe dzięki przetworzeniu informacji pochodzących z obrazów spawów oraz pozyskaniu wiedzy i identyfikacji poszczególnych niedokładności połączeń za pomocą wspomnianej teorii z wykorzystaniem mocy obliczeniowej współczesnych komputerów. ma to szczególne znaczenie w branżach, gdzie połączenia spawalnicze decydują o ludzkim zdrowiu i życiu, czyli np w przemyśle konstrukcyjnym, stoczniowym, lotniczym oraz in.. przedstawiona teoria oraz jej komputerowa implementacja umożliwiła wykrywanie wad spawalniczych w zrealizowanym projekcie inteligentnego systemu analizy radiogramów, który był oparty na rzeczywistych obrazach radiograficznych spawów pochodzących z przemysłu stoczniowego. etoda badań do opisania sposobu funkcjonowania przedstawionej teorii zbiorów przybliżonych niezbędny jest opis podstawowych pojęć związanych z definicją systemu informacyjnego, relacji nierozróżnialności, dolnego i górnego przybliżenia oraz regionu granicznego [3]. zostały one przedstawione w kolejnych akapitach. w zbiorach przybliżonych definiuje się system informacyjny s, który składa się z następujących elementów: s = <u, q, v, ƒ >, gdzie u jest skończonym uniwersum n obiektów {x1, x2, ..., xn}, q jest niepustym zbiorem n atrybutów {q1, q2, ..., qn}, które charakteryzują obiekty,v = uq qvq, gdzie vq jest wartością atrybutu q, natomiast f: u x q →v jest funkcją informacyjną, dla której f(x,q) vq dla każdego q q, x u. ważnym pojęciem jest nierozróżnialność zbiorów. przyjmując, że a q jest podzbiorem atrybutów, a jest atrybutem w zbiorze α oraz obiekt y u , oznacza, że relacje nierozróżnialności przedstawia się w następujący sposób: i(a)={(x,y) u x u: dla każdego a a, f(x,a) = f(y,a)} oznacza to, że para elementów (x, y) należy do i(α), jeżeli x, y są obiektami nierozróżnialnymi w zakresie zbioru atrybutów α. nie można wówczas rozróżnić pomiędzy x i y, bazując na zawartości informacyjnej zawartej w zbiorze α. kolejnymi bardzo ważnymi definicjami, na których jest oparty algorytm, są dolne oraz górne przybliżenia, które przedstawia się w następujący sposób: α*(x) = {(x u:a(x) , x} α*(x) = {(x u:a(x) ∩ x ≠ <zbiór pusty>} gdzie α(x) oznacza rodzinę wszystkich klas równoważności i(α) dla partycji u/i(α) zawierającej x. dolne przybliżenie α*(x) zbioru x zawiera wszystkie elementy, bazując na zawartości informacyjnej atrybutów α, które są sklasyfikowane jako należące do x. natomiast górne przybliżenie α*(x) zawiera wszystkie elementy zawarte w a, które mogą zostać sklasyfikowane jako możliwa przynależność do x. występuje również pojęcie regionu granicznego, jest różnicą wyżej zdefiniowanych pojęć i przedstawia się następująco: gr α (x) = α*(x) – α*(x) jeżeli region graniczny jest zbiorem pustym, wówczas zbiór x jest dokładny w odniesieniu do zbioru atrybutów α, natomiast gdy nie jest pusty, oznacza to przybliżenie do zbioru α. w celu przystąpienia do właściwej klasyfikacji, czyli utworzenia tablicy decyzyjnej, konieczna jest ponowna definicja systemu informacyjnego [4], w którym atrybut q jest podzielony na dwa rozdzielne zbiory, gdzie c jest zbiorem atrybutów warunkowych, natomiast d jest atrybutem decyzyjnym, takim że c d = q i c d = <zbiór pusty>. oznacza to, że c reprezentuje atrybuty związane z cechami i właściwościami połączeń spawalniczych, a d jest atrybutem oznaczającym decyzję o klasie wady połączenia spawanego. wówczas tablica decyzyjna przyjmuje następującą postać: dt = <u, c d, v, ƒ> , gdzie: u – skończony zbiór wszystkich obiektów zwany uniwersum, c i d zostały opisane powyżej,v = uq qvq, gdzie vq jest zbiorem dyskretnych wartości atrybutów q q, ƒ: u x (c d) → v jest opisem funkcji definiowanej jako ƒ(x,q) vq dla każdego q q i x u. tabele decyzyjne dzieli się na deterministyczne, czyli takie, gdzie tryb decyzyjny jest wyznaczony przez kombinację atrybutów warunkowych oraz tablice niedeterministyczne, gdzie atrybut decyzyjny nie jest wyznaczony. ocenę rodzaju tablicy można wykonać na podstawie wartości współczynnika zwanego jakością przybliżenia konceptów decyzyjnych. jego wartości oznacza występowanie tablicy deterministycznej, czyli pełnej spójności, natomiast oznacza tablicę niedeterministyczną, co w praktyce występuje najczęściej. powstałą w wyniku operacji tablicę decyzyjną można w łatwy sposób przekształcić w formę lingwistyczną, która może przyjmować następującą postać: parkształt 1 = wartość, parkształt 2 = wartość, parkształt 3 = wartość → wynik_kon = pęcherz. dla oceny wytworzonych reguł decyzyjnych definiuje się współczynniki jakościowe [5], których celem jest pomiar różnych parametrów związanych z jakością reguł. przedstawiają się następująco: – współczynnik zaufania (pewności), który oznacza częstość występowania obiektów w systemie informacyjnym s mających konkluzję w zbiorze obiektów mających przesłankę φ. przyjmuje następującą definicję: gdzie oznacza konkluzję reguły, φ to przesłanka reguły, || || to zbiór znaczeniowy konkluzji φ w systemie informacyjnym s, || || to zbiór znaczeniowy przesłanki φ w systemie informacyjnym πs ( | φ) = card (|| φ ˄ ||s) card (|| φ ||s 112 przegląd spawalnictwa 12/2013 s, natomiast || φ ˄ || jest zbiórem znaczeniowy reguły decyzyjnej w systemie informacyjnym s, – współczynnik pokrycia oznacza częstość występowania obiektów z przesłanką φ w zbiorze obiektów posiadających konkluzję : πs (φ | |) = card (|| φ ˄ ||s) card (|| ||s) – wsparcie reguły jest to liczność danej reguły decyzyjnej w systemie informacyjnym s, w przypadku, gdy ta reguła jest dopuszczalna. definiowane jest następująco: sup ps (φ , ) = card (|| φ ˄ ||s) – siła reguły – oznacza stosunek liczebności danej reguły decyzyjnej w systemie informacyjnym s do liczebności całego uniwersum u: σs (φ, ) = sup ps( φ, ) = card (|| φ ˄ ||s) card (u) card (u) do określenia poziomu zaufania dla atrybutów decyzyjnych [6], koniecznym jest zdefiniowanie współczynnika jakości przybliżenia konceptów decyzyjnych 0≤k≤1, gdzie zbiór atrybutów decyzyjnych d zależy od zbioru atrybutów warunkowych c w stopniu zdefiniowanym przez k: gdzie posc(d) jest pozytywnym regionem dla partycji u/d w zakresie atrybutów c, card jest kardynalnością, czyli ilością elementów w danym zbiorze. w celu określenia poziomu istotności atrybutu i podjęcia decyzji o usunięciu wymiaru, definiowana jest względna istotność atrybutu warunkowego σ(a) dla atrybutu a, gdzie a c, poprzez następujące równanie: wartość współczynnika mieści się w zakresie 0 ≤ σ(a) ≤ 1. jeżeli jest równa zeru lub też ma wartość poniżej zadanego niskiego progu określonego dla badania, wówczas atrybut a powinien zostać wyeliminowany z obliczeń tablicy decyzyjnej, ponieważ nie ma wpływu lub też jego wpływ jest nieistotny na atrybut decyzyjny. spos b przeprowadzenia badań wykorzystanie potencjału oferowanego przez zbiory przybliżone jest możliwe poprzez zaproponowanie procedury badawczej oraz wykorzystanie jej w procesie ekstrakcji wiedzy dotyczącej wykrywania wad połączeń spawalniczych. zgodnie z [7] odmienna specyfika problemów występujących w różnych branżach powoduje, że zaproponowany model powinien być znacząco dopasowany do konkretnego zadania, w opisywanym przypadku do identyfikacji niedoskonałości spawów. w związku z tym w zaproponowanej procedurze (rys. 1) przewidziano siedem etapów, prowadzących do ekstrakcji wiedzy umożliwiającej automatyczne wykrywanie poszczególnych klas wad spawów. procedura jest złożona z następujących kroków: przygotowanie i ładowanie danych, dyskretyzacja danych, określenie istotności atrybutów i zmniejszenie wymiaru, podział danych na zbiór „do nauki” oraz rys. 1. procedura identyfikacji wad spawów z wykorzystaniem zbiorów przybliżonych ig. 1. procedure of identification of weld imperfections with the usage of rough sets theory testowy, utworzenie dwóch tablic informacyjnych dla wymienionych zbiorów, ekstrakcja reguł czyli niezbędnej wiedzy do klasyfikacji oraz uzyskanie wyników dokładności. sama precyzja metody określona została na podstawie tak zwanej macierzy pomyłek oraz współczynników jakościowych określanych na jej podstawie. jest to powszechnie uznany sposób oceny dokładności metod klasyfikacji [8]. do wspomnianych współczynników należą m.in.: pozytywny współczynnik predykcji, negatywny współczynnik predykcji, współczynnik czułości, współczynnik specyficzności, współczynnik całkowitej dokładności, współczynnik całkowitego poziomu błędu. w celu dodatkowego potwierdzenia dokładności zaproponowanego systemu do wykrywania rodzaju wad została zaproponowana dodatkowa weryfikacja uzyskanych wyników z wykorzystaniem tak zwanej crosswalidacji [9]. polega ona na losowym podziale zbioru danych na n podzbiorów testowych i treningowych, na których oddzielnie zostaną wyznaczone reguły i zweryfikowana dokładność klasyfikacji. umożliwia to zdecydowanie dokładniejszą weryfikację zaproponowanego modelu, gdyż w ten sposób eliminuje się możliwość przypadkowego, jednorazowego podziału danych zwiększającego dokładność (tzw. peak dokładności dla jednego z podziałów). 113przegląd spawalnictwa 12/2013 zyskane wyniki wyniki automatycznej detekcji poszczególnych wad spawów zostały zrealizowane na podstawie rzeczywistych radiogramów spawów wykonanych na błonach rentgenowskich zebranych podczas projektu isar (inteligentny system analizy radiogramów). pochodziły one z procesu kontroli jakości złączy spawanych płaskich zebranych w branży stoczniowej. w sumie badaniom poddano ponad 1500 próbek. w wyniku identyfikacji zostały rozpoznane następujące rodzaje wad zebrane w klasy oznaczone za pomocą liczb: 1 – pęknięcie, 2 – pustki, 3 – wtrącenia stałe, 4 – przyklejenia i braki przetopu, 5 – niezgodności kształtu. w tablicy i została umieszczona dokładność (pozytywny współczynnik predykcji) dla poszczególnych pięciu tab ica i. wyniki dokładności klasyfikacji wad spawów z wykorzystaniem zbiorów przybliżonych tab e i. results of classification accuracy of weld imperfections with the usage of rough sets theory klasa (class) → współczynnik (coefficent) ↓ 1% 2 % 3 % 4 % 5 % całkowita dokładność (overall accuracy) % pozytywny współczynnik predykcji (positive prediction coefficient) > 90 > 90 > 90 > 90 > 90 >90 klas, jak również współczynnik całkowitej dokładności uzyskanej przez modelowanie dla wszystkich klas. przedstawione wyniki reprezentują średnią dokładność z uwzględnieniem tzw. crosswalidacji dla dziesięciu losowych podziałów całego zbioru informacyjnego dotyczącego wad spawalniczych. potwierdza to wysoką skuteczność zaproponowanej metody opartej na teorii zbiorów przybliżonych, gdyż zastosowanie wielokrotnej walidacji zazwyczaj obniża wyniki dokładności predykcji, natomiast w przypadku zaproponowanej procedury różnice pomiędzy dokładnością dla poszczególnych kroków nie przekraczały 1%, biorąc pod uwagę pozytywny współczynnik predykcji. dokładność wyników uzyskanych dla wykrywania poszczególnych klas, jak również całkowita precyzja jest bardzo wysoka, gdyż przekracza 90%. pods mowanie w artykule przedstawiono nowatorskie wykorzystanie teorii zbiorów przybliżonych do wykrywania wad połączeń spawalniczych. opisana procedura umożliwiła automatyzację detekcji niedoskonałości z wysoką dokładnością, potwierdzoną przez dane z rzeczywistych obrazów radiograficznych spawów. uzyskane wyniki przyjmują formę reguł, które mogą zostać interpretowane i rozumiane przez człowieka, jak również mogą zostać przedstawione w formie lingwistycznej. wykorzystanie wspomnianej metody w postaci oprogramowania dla systemów komputerowych umożliwia szybką oraz akceptowalną wysoką dokładność wskazywania klas wad spawalniczych. dzięki temu realna staje się automatyzacja procesu kontroli jakości w różnych dziedzinach przemysłu, która umożliwi wspomaganie procesu sprawdzania produktów wykorzystujących techniki spawalnicze. literat ra [1] inuiguchi m., generalizations of rough sets and rule extraction, springer, 2005. [2] bazan j., synak p., wrobleski j., rough set algorithms in classification problem, springer, 2000. [3] pawlak z., rough sets – theoretical aspects of reasoning about data, kluwer academic publishers, 1991. [4] olson d., delen d., advanced data mining techniques, springer, 2008. [5] duntsch i., gediga g., rough set data analysis, methodos publisher, 2000. [6] pawlak z.: some issues on rough sets, springer science, 2005 [7] s.bandyopadhyay, u.maulik, l.b.holder, d.j.cook advanced methods for knowledge discovery from complex data, springer, 2005. [8] han j., kamber m.: data mining concepts and techniques, morgan kaufman, 2006. [9] michie d., spiegelhalter d.j., taylor c.c.: machine learning, neural and statistical classification, ellis horwood, new york, 1994. ps 4 2016 www hr.pdf 27przegląd  spawalnictwa       vol. 88 4/2016 wpływ obróbki cieplnej na właściwości mechaniczne   staliwa l20hnm analysis of heat treatment influence on mechanical properties of l20hnm cast steel dr  hab.  inż.  jacek  słania,  prof.  is  – instytut spawalnictwa;  dr  hab.  inż.  grzegorz  golański,  prof.  pcz  –  politechnika częstochowska; mgr inż. maciej woszek – doosan babcock energy polska sp. z o.o. autor korespondencyjny/corresponding author: maciejwoszek@gmail.com streszczenie w pracy przedstawiono badania właściwości mechanicznych dwóch wytopów staliwa l20hnm o różnym składzie chemicznym i poddanych różnym procesom obróbki cieplnej. dodatkowo przeprowadzono badania fraktograficzne przełomów udarnościowych i po próbie statycznego rozciągania. badania wykazały znaczną różnicę we właściwościach mechanicznych w zależności od zastosowanej obróbki cieplnej. pozwoli to na optymalizację wytwarzania staliw klasy l20 oraz prawidłowy dobór technologii i parametrów spawania odlewów. słowa  kluczowe: staliwo; obróbka cieplna; właściwości mechaniczne abstract the paper presents diversity of mechanical properties of l20hnm cast steel contingent on applied heat treatment. research also includes surface analysis of fractured tensile strength and impact test specimens. results of investigation of influence of chemical composition paired with proper heat treatment. this will optimize the preparation of l20 type cast steels and the correct choice of technology and welding parameters castings. keywords: cast steel; heat treatment; mechanical properties wstęp staliwa klasy l20 są stosowane w energetyce na elementy armatury (pompy, zawory), wielkogabarytowe korpusy, oraz instalacje hydroenergetyczne (wirniki pomp, korpusy turbin, wirniki turbin) [1,2]. w wielu przypadkach jacek słania, grzegorz golański, maciej woszek istnieje konieczność spawania odlewów. wysokie parametry pracy urządzeń energetycznych wymagają wykonania złączy spawanych o wysokiej jakości i wytrzymałości. wynika stąd konieczność właściwego doboru techniki wytop  1 c cr si mn ni mo al ti zr s p 0,070 1,17 0,245 0,139 1,09 0,596 0,184 0,002 0,017 0,024 0,024 wytop  2 c cr si mn ni mo al ti  zr s p 0,169 1,03 0,276 0,471 1,08 0,619 0,003 0,005 0,014 0,023 0,027 tablica i. skład chemiczny wytopu, % table i. chemical composition of melt, % proces technologiczny medium chłodzące temp. czas nagrzewania czas wygrzewania normalizacja/studzenie powietrze spokojne/ wymuszone 920 1.5 h 20 min hartowanie olej 920 1,5 h 20 min woda 920 1,5 h 20 min odpuszczanie powietrze spokojne 600 1 h 30 min tablica ii. parametry zastosowanej obróbki cieplnej table ii. heat treatment parameters przeglad welding technology review 28 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 4/2016 i parametrów spawania, a także materiałów dodatkowych oraz temperatury ewentualnej obróbki cieplnej. niewątpliwie wpływa na to proces metalurgiczny, proces odlewania i obróbka cieplna odlewów. prawidłowy dobór parametrów zabiegów technologicznych pozwala uzyskać staliwo o własnościach nie gorszych od własności nowoczesnych stali ulepszanych cieplnie czy obrabianych termomechanicznie. badania własne badaniom poddano dwa wytopy staliwa l20hnm wykonane w tyglowym piecu próżniowym z wyłożeniem obojętnym. przy prowadzeniu drugiego wytopu przeprowadzono modyfikację składu chemicznego, dodając femn, fesi oraz mikrododatki: feti i fezr [3]. skład chemiczny wytopów przedstawiono w tablicy i. staliwo z obu wytopów po odlaniu poddano wyżarzaniu normalizującemu, a następnie odlane w pierwszym wytopie zostało poddane ulepszaniu cieplnemu, a z drugiego hartowaniu. zabiegi hartowania zostały przeprowadzone w różnych ośrodkach chłodzących; próbki z pierwszego wytopu hartowano w oleju, a z drugiego w oleju i wodzie. badane odlewy poddano również studzeniu na powietrzu (tabl.ii). badania właściwości mechanicznych  badania właściwości mechanicznych obejmowały: pomiar twardości metodą brinell’a, statyczną próbę rozciągania i próbę udarności. pomiar twardości przeprowadzono metodą brinell’a przy obciążeniu 750 kg kulką z węglików spiekanych o średnicy 5 mm. statyczną próbę rozciągania wykonano na standardowych próbkach (pn-en iso 68691:2010) na maszynie wytrzymałościowej veb lipsk a próbę udarności na młocie charpy’ego o zakresie pomiarowym do 150 j, używając standardowych próbek z naciętym na głębokość 2 mm karbem messnagera. wyniki pomiarów przedstawiono na rysunkach 1÷4. rys. 1. porównanie średnich twardości wytopu 1 i 2 fig. 1. comparison of median hardness of melt 1 and 2 rys. 2. porównanie średnich twardości wytopu 1 i 2 fig. 2. comparison of median hardness of melt 1 and 2 pomiary twardości twardość materiału pochodzącego z wytopu pierwszego po hartowaniu w oleju, w porównaniu do materiału po studzeniu na powietrzu wraz z późniejszym odpuszczaniem była wyższa o około 24 hb, co było spowodowane powstaniem struktury nierównowagowej. w wytopie drugim, gdzie zostało przeprowadzone tylko hartowanie, twardość w przypadku zastosowania oleju jako medium chłodzącego jest taka sama jak dla wytopu pierwszego. różnicę twardości można zaobserwować przy studzeniu na powietrzu. wytop drugi wykazywał twardość wyższą o 49 hb. wynikać to może z wyższej zawartości węgla, co skutkuje większym udziałem perlitu w strukturze. najwyższą twardość, wynosząca 286 hb, miało staliwo hartowane w wodzie,. hartowanie w wodzie przyczynia się do powstania struktur „iglastych” – martenzytycznych. warto zauważyć, że surowe staliwo (nie poddane obróbce cieplnej) z wytopu drugiego wykazało twardość na poziomie 250 hb, a poddane normalizacji 229 hb. próba udarności najwyższą udarnością cechują się próbki studzone na powietrzu; dla próbek z wytopu pierwszego wynosi ona 49 j/cm2, a dla drugiego 52 j/cm2. próbki hartowane w oleju nie wykazały zmiany udarności i pozostała na stałym poziome 43 j/cm2 w badanych wytopach. najmniejszą udarnością 35 j/cm2 charakteryzowało się staliwo po hartowaniu w wodzie. udarność podobnie jak twardość jest ściśle związana z strukturą badanego materiału, co z kolei zależy od parametrów procesu obróbki cieplnej. hartowanie w wodzie pozwoliło na powstanie struktur hartowniczych charakteryzujących się wysoką wytrzymałością kosztem obniżonej plastyczności i ciągliwości. studzenie na powietrzu sprzyjało uzyskaniu struktury o wyższej plastyczności i ciągliwości, kosztem niższych właściwości wytrzymałościowych. hartowanie w oleju pozwala na powstanie struktury pośredniej bainitycznej cechującej się dobrymi parametrami wytrzymałościowymi przy zadowalającej plastyczności. średnia granica wytrzymałości rm gdzie: o olej, p powietrze, wo woda średnia twardość, hb 5/750 średnia udarność kcu, j/ cm2 statyczna próba rozciągania rysunek 3 przedstawia wyniki pomiarów wytrzymałości na rozciąganie rm badanych wytopów. próbki hartowane w oleju dla wytopu drugiego osiągają wartość rm około 742 mpa, a dla pierwszego około 480 mpa. próbki studzone na wolnym powietrzu również wykazują wzrost wartości rm w wytopie drugim o średnio 175 mpa. próbki hartowane w wodzie, cechują się najwyższą wartością rm, wynoszącą 928 mpa w przypadku próbki z wytopu drugiego. znaczna różnica w uzyskanych wynikach jest spowodowana skorygowanym składem chemicznym, szczególnie zawartością węgla oraz obróbką cieplną. w próbie rozciągania określono również właściwości plastyczne, tj. wydłużenie a i przewężenie z (rys.4). średnia różnica wartości wydłużenia pomiędzy wytopami w przypadku hartowaniu w oleju i studzeniu na powietrzu wynosi rys. 3. porównanie wyników wytrzymałości na rozciąganie rm fig. 3. comparison of median ultimate yield strength of melt 29przegląd  spawalnictwa       vol. 88 4/2016 5 %, a przewężenia 10 % na korzyść wytopu drugiego. wartość a i z próbek hartowanych w wodzie wynosi 12 %. najwyższe wartości właściwości plastycznych uzyskano dla wytopów studzonych w spokojnym powietrzu, natomiast najgorsze wyniki uzyskano dla materiału poddanego hartowaniu w wodzie. badania fraktograficzne makroskopowe obrazy przełomów próbek przedstawiono w tablicy iii i iv. główną różnicą pomiędzy dwoma wytopami jest wielkość ziarna widoczna na przełomach. wytop drugi wykazuje strukturę o mniejszym ziarnie niż wytop pierwszy, niezależnie od zastosowanego medium chłodzącego. różnice w uzyskanych wynikach wartości wytrzymałości na rozciąganie, właściwości plastycznych czy udarności średnie wydłużenie i przewężenie, % rys. 4. porównanie wyników wydłużenia i przewężenia wytopów 1 i 2 fig. 4. comparison of elongation and contraction of melt 1 and 2 pomiędzy dwoma wytopami, znajduje również uzasadnienie w wpływie wielkości ziarna na właściwości mechaniczne zgodnie z zależnością halla-petcha [4]. przełomy po badaniu udarności wytop 1 wytop 2 wytop 1 wytop 2 wytop 2 olej powietrze woda tablica iii. zdjęcia przełomów próbek udarnościowych z wytopów 1 i 2 table iii. images of fractured impact test specimens from melt 1 and 2 przełomy po badaniu udarności wytop 1 wytop 2 wytop 1 wytop 2 wytop 2 olej powietrze woda tablica iv. zdjęcia przełomów po próbie statycznego rozciągania wytopów 1 i 2 table iv. images of fractured tensile strength test specimens from melt 1 and 2 30 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 4/2016 literatura [1] j.głownia, b.kalandyk, r.zapała, s.sobula, g.tęcza, p.malatyńska, i. telejko, m. brzeziński charakterystyka stali na odlewy, wydawnictwa agh, kraków 2010. [2] praca zbiorowa pod red. e.turyka technologia spawania i napawania stali, staliwa i żeliwa, instytut spawalnictwa, gliwice 1996. [3] d.bartocha, cz.baron, j.suchoń, j.kilarski, j.szajnar: wpływ dodatków modyfikujących na własności staliwa niskostopowego; archives of foundry engineering volume 12 special issue 2/2012. [4] hanamura t., qiu h. analysis of fracture toughness mechanism in ultrafine-grained steels, 2014. wnioski w przypadku staliwa l20hnm hartowanie z zastosowaniem wody jako medium chłodzącego pozwala osiągnąć wysokie właściwości wytrzymałościowe przy zadowalających własnościach plastycznych. ulepszanie cieplnie, takie jakie zostało zastosowane w wytopie 1 może prowadzić do zbyt dużego obniżenia twardości i doraźnej wytrzymałości na rozciąganie. zalecane jest stosowanie jedynie hartowania lub utwardzania cieplnego w celu uzyskania jak najlepszych właściwości mechanicznych. czystość metalurgiczna stopu ma istotny wpływ na właściwości mechaniczne i spawalność stopu. zastosowanie odpowiedniej obróbki cieplnej jest bardzo ważne ze względu na skłonność staliwa do rozrostu ziarna. główną różnicą pomiędzy badanymi wytopami, oprócz zawartości węgla jest wielkość ziarna, co wpłynęło na uzyskane wyniki. dalsze prace badawcze nad tym typem staliwa powinny się skupiać na dodatku większej ilości c i mn, przeprowadzeniu utwardzania cieplnego (z wcześniejszą normalizacją) lub tylko normalizowaniem i późniejszym hartowaniem staliwa. pozwoli to uzyskać znacznie wyższe właściwości wytrzymałościowe kosztem niewielkiego spadku udarności i spawalności badanego staliwa. ps 11 2017 www.pdf 15przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 identyfikacja stanu tworzywa wirników turbin parowych  metodami nieniszczącymi identification of the material state of turbine rotors using non-destructive methods dr inż. michał bieniek – politechnika śląska, castor unia gospodarcza sp. z o.o.; dr hab. inż. maciej roskosz, prof. agh – agh akademia górniczo-hutnicza; prof.  dr  hab.  inż.  andrzej  rusin  – politechnika śląska; mgr  inż.  rafał  budzisz;  mgr inż. tomasz skoczylas – doosan babcock energy polska s.a. autor korespondencyjny/corresponding author: mroskosz@agh.edu.pl streszczenie przy ocenie stanu technicznego wirników turbin parowych problematyczne jest określenie rzeczywistych własności tworzywa. analiza mikrostruktury, składu chemicznego, pomiary twardości oraz badania defektoskopowe stanowią współcześnie obowiązujący w diagnostyce tego typu obiektów kanon metod badawczych. najczęściej nieznane pozostają rzeczywiste makroskopowe własności wytrzymałościowe, ponieważ ich wyznaczenie wymaga przeprowadzenia badań niszczących, które wymagają pobrania z wirnika próbek o znacznych rozmiarach, czego w zasadzie się nie praktykuje. w artykule pokazano możliwości metody badawczej wykorzystującej małe próbki – small.punch.test (spt). metoda spt jest formalnie metodą niszczącą, jednak ze względu na znikomą ilość materiału pobieranego do badania można ją traktować jako metodę nieniszczącą, a miejsce pobrania próbki z wirnika nie wymaga naprawy. za pomocą metody spt możliwe jest wyznaczanie podstawowych własności mechanicznych materiału, określanych normalnie za pomocą statycznej próby rozciągania, takich jak moduł younga e, granica plastyczności re czy wytrzymałość na rozciąganie rm oraz wielkości normalnie wyznaczanych za pomocą badania udarności, tj. temperatury przejścia plastyczno-kruchego czy odporności materiału na pękanie. istnieje również możliwość określania własności materiału przy pełzaniu. słowa kluczowe: właściwości materiałowe; metoda małych próbek spt; wirniki turbin parowych abstract during durability assessment of steam turbine rotors it is problematic to determine the actual properties of the material. analysis of microstructure, chemical composition, hardness measurements and defectoscopic examinations are the contemporary methods used in the assessment of such objects. usually the real macroscopic mechanical properties remains unknown because their determination requires a destructive testing that requires large specimens to be taken from the rotor, which is not practically practiced. the paper presents the possibilities of the small punch test method (spt) which bases on small specimens. the spt method is a formally destructive method of material examination, however, because of the insufficient amount of material necessary to prepare specimens, it can be treated as a nondestructive method of material testing. moreover the place of sampling does not require repair. using the spt method, it is possible to determine the basic mechanical properties of a material normally determined by a tensile test such as the young’s modulus e, yield stress re or ultimate stress rm, and properties determined by charpy impact test in example fracture appearance transition temperature or fracture strength. it is also possible to determine the material properties under creep conditions. keywords: material properties; spt method; steam turbine rotor wstęp ocena stanu technicznego eksploatowanych wirników turbin powinna być oparta na dogłębnej analizie ich stanu technicznego. szczególnej uwagi wymaga określenie stanu materiału, przy czym kompletną wiedzę o stanie materiału można uzyskać dopiero po przeprowadzeniu szeregu michał bieniek, maciej roskosz, andrzej rusin, rafał budzisz, tomasz skoczylas przeglad welding technology review niszczących i nieniszczących badań materiałowych. analiza mikrostruktury, składu chemicznego, pomiary twardości oraz badania defektoskopowe stanowią współcześnie obowiązujący w diagnostyce tego typu obiektów kanon metod badawczych, jednakże nie pozwalają one na wyznaczenie doi:.http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v89i11 .827 16 przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 makroskopowych właściwości wytrzymałościowych badanego tworzywa. wyznaczenie makroskopowych właściwości wytrzymałościowych wymaga przeprowadzenia badań niszczących, które wymagają pobrania z wirnika próbek o znacznych rozmiarach, czego w zasadzie się nie praktykuje. w sytuacji, gdy nie można z elementu pobrać tradycyjnej próbki, można wykorzystać stosunkowo nową metodę badań, wykorzystującą małe próbki – small.punch.test (spt) [1÷3,5÷8]. pomimo że metoda spt jest formalnie metodą niszczącą, to ze względu na znikomą ilość materiału pobieranego do badania można ją traktować jako metodę quasinieniszczącą. metoda spt metoda small. punch. test (spt) zasadniczo jest sprowadzoną do skali mikro próbą tłoczenia materiału i polega na przetłaczaniu próbki za pomocą kuliście zakończonego trzpienia. próbka do badań tą metodą wg [1,6] ma postać krążka o średnicy 8 mm i grubości 0,5 mm. za pomocą metody spt możliwe jest wyznaczanie podstawowych własności mechanicznych materiału, określanych normalnie za pomocą statycznej próby rozciągania, takich jak moduł younga e, granica plastyczności re czy wytrzymałość na rozciąganie rm oraz wielkości normalnie wyznaczanych za pomocą badania udarności, tj. temperatury przejścia plastycznokruchego czy odporności materiału na pękanie [1÷3,5÷8]. istnieje również możliwość określania własności materiału przy pełzaniu [4,6,9]. wyznaczanie wymienionych wielkości odbywa się zazwyczaj za pomocą zależności korelacyjnych, opracowanych na podstawie „tradycyjnych” badań. należy jednak zaznaczyć, że opracowane równania korelacyjne są prawdziwe dla określonych typów stanowisk badawczych i wymiarów próbek [1]. największą zaletą metody spt jest możliwość oceny własności materiału eksploatowanych elementów i uzyskania rzeczywistych danych materiałowych na potrzeby oceny ich trwałości. ponadto, dzięki tej metodzie możliwe jest określenie zmiany własności materiału na skutek eksploatacji. opis przeprowadzonych badań obiektem badań była martenzytyczna stal wirnikowa nowej generacji x12crmowvnbn10-1-1. materiał do badań pobrano z odkuwki w stanie dostawy oraz elementów poddanych długotrwałemu, wysokiemu odpuszczaniu w temperaturze 700 °c. skład chemiczny badanego materiału przedstawiono w tablicy i [1]. w ramach badań przeprowadzono dla materiału w stanie dostawy próbę rozciągania w temperaturze otoczenia, wyznaczono temperaturę przejścia plastyczno-kruchego oraz przeprowadzono badania metodą spt. w przypadku materiału obrobionego cieplnie, z racji bardzo małej ilości dostępnego materiału, przeprowadzono jedynie badania spt. na podstawie otrzymanych wyników opracowano korelacje pozwalające na wyznaczanie modułu younga e, granicy plastyczności re, czy wytrzymałości na rozciąganie rm tablica i. skład chemiczny badanej stali, % table i. chemical composition of examined steel, % tablica  ii. wyniki statycznej próby rozciągania stali x12crmowvnbn10-1-1 table ii. tensile properties of x12crmowvnbn10-1-1 steel rys. 1. krzywa rozciągania stali x12crmowvnbn10-1-1 fig. 1. stress-strain curve for x12crmowvnbn10-1-1 steel rys. 2. wyniki badań spt dla temperatury otoczenia dla stali x12crmowvnbn10-1-1 fig. 2. spt curves for ambient temperature for x12crmowvnbn10-1-1 steel oraz temperatury przejścia plastyczno-kruchego tfatt dla badanej stali. pokazano ponadto wpływ obróbki cieplnej na właściwości wytrzymałościowe badanego materiału. w pierwszym etapie badań skupiono się na wyznaczeniu zależności korelacyjnych dla wielkości wyznaczanych przy pomocy statycznej próby rozciągania. na rysunku 1 oraz w tablicy ii przedstawiono wyniki próby rozciągania, a na rysunku 2 oraz w tablicy iii przedstawiono wyniki badań spt stali x12crmowvnbn10-1-1 w stanie dostawy, przeprowadzonych w temperaturze otoczenia. na podstawie otrzymanych wyników opracowano zależności korelacyjne pomiędzy badaniami „tradycyjnymi” a wynikami badań spt. znajdujące się w tablicy iii, wielkości oznaczane jako fmax, ue oraz fe oznaczają odpowiednio maksymalną siłę w próbie spt, przemieszczenie odpowiadające sile fe oraz siłę powodującą uplastycznienie próbki w próbie spt. maksymalna siła w próbie spt jest odpowiednikiem wytrzymałości materiału na rozciąganie, a siła fe jest odpowiednikiem granicy c si mn p s cr mo 0,11 0,08 0,41 0,008 0,004 10,35 1,00 ni w v al n nb 0,80 1,03 0,18 0,02 0,051 0,040 e [mpa] r0,2 [mpa] rm [mpa] 1,99.105 782 900 n ap rę że ni e  [m p a] wydłużenie [%] f  [n ] u [mm] b1 c1 b2 b5 b4 b6 17przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 tablica iv. wyniki próby udarności dla stali x12crmowvnbn10-1-1 table  iv. the results of charpy impact testing of the x12crmowvnbn10-1-1 steel t [°c] e 0 -m ax  [j ] e  [j ] plastyczności. espt oznacza nachylenie początkowego, liniowego odcinka krzywej spt i jest odpowiednikiem modułu younga. poszukiwane zależności korelacyjne, pozwalające na wyznaczanie wytrzymałości materiału na rozciąganie, granicy plastyczności oraz modułu younga na podstawie próby spt, mają postać: rm=a1fmax (1) re=a2fe (2) e=a3espt (3) gdzie: a1, a2, a3 – stałe. po podstawieniu wyznaczonych na podstawie pomiarów wartości współczynników a1, a2 i a3 zależności korelacyjne (1), (2) i (3) dla stali x12crmowvnbn10-1-1 przyjmą postać: rm=0,391•fmax (4) re=1,706•fe (5) e=49,838•espt (6) do zależności (4) i (5) wartości sił należy podstawiać w n, a otrzymane wartości granicy plastyczności i wytrzymałości materiału na rozciąganie będą wyrażone w mpa. w przypadku zależności (6) espt należy podstawiać w n/mm aby wartość modułu younga była wyrażona w mpa. kolejnym etapem badań było wyznaczenie zależności korelacyjnej dla temperatury przejścia plastyczno-kruchego. w tym celu przeprowadzono badania udarności stali w temperaturze z zakresu od -197 °c do 100 °c. wartości pracy łamania w różnych wartościach temperatury przedstawiono w tablicy iv, a wartości pracy przetłaczania próbki w próbie spt w różnych wartościach temperatury przedstawiono w tablicy v. wyniki badań spt przedstawiono zarówno dla stali w stanie wyjściowym, jak i dla stali po obróbce cieplnej. na rysunku 3 przedstawiono porównanie badań udarności oraz badań spt w obniżonych wartościach temperatury. poszukiwano zależności korelacyjnej pozwalającej przeliczać wartość temperatury przejścia plastyczno-kruchego wyznaczoną za pomocą badań spt na tą wyznaczaną za pomocą badań „tradycyjnych” o postaci: tfatt=a4•tspt (7) po podstawieniu wartości współczynnika zależność ta przyjmie postać: tfatt=1,478•tspt (8) wartości temperatur w równaniu (8) należy podstawiać w stopniach kelvina. na rysunku 3 widoczna jest również poprawa plastyczności (obniżenie się temperatury przejścia plastyczno-kruchego) materiału poddanego obróbce cieplnej w odniesieniu do materiału wyjściowego. nr próbki temperatura próby t [˚c] praca łamania kv [j] 1 -196 2 2 -120 6 3 -73 9 4 -47 25 5 -33 31 6 -10 35 7 0 82 8 12 106 9 28 118 10 40 132 11 50 134 12 70 134 tablica iii. wyniki badań spt dla temperatury otoczenia dla stali x12crmowvnbn10-1-1 table iii. the results of spt testing of the x12crmowvnbn10-1-1 steel nr t  [˚c] ue  [mm] fe  [n] espt  [n/ mm] fmax  [n] e0-max  [j] e0-end  [j] b1 15 0,115 424,9 3827,6 2336,0 2,3034 2,6856 b2 17 0,133 478,6 3583,1 2194,5 1,8104 2,2379 b4 19 0,133 468,0 3444,7 2188,0 1,8167 2,2379 b5 25 0,128 507,6 3952,8 2444,0 2,2063 2,6256 b6 25 0,107 335,0 3070,5 2274,5 2,0993 2,4641 c1 20 0,094 537,0 6079,2 2383,0 2,1853 2,5583 rys.  3.  wyznaczanie temperatury przejścia plastyczno-kruchego dla stali x12crmowvnbn10-1-1 fig.  3. evaluation of fracture appearance transition temperature for x12crmowvnbn10-1-1 steel 18 przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 podsumowanie  w artykule zaprezentowano wyniki badań stali wirnikowej x12crmowvnbn10-1-1 za pomocą metody small.punch.test. na podstawie przeprowadzonych badań opracowano zależności korelacyjne pozwalające wyznaczać moduł younga, granicę plastyczności oraz wytrzymałość na rozciąganie, a także temperaturę przejścia plastyczno-kruchego na postawie prób spt dla stali x12crmowvnbn10-1-1. uzyskane wyniki pokazują, że jest możliwe wykorzystanie metody spt w diagnostyce wirników turbin parowych, jednakże niezbędne jest wcześniejsze opracowanie zależności korelacyjnych dla poszczególnych gatunków stali wirnikowych lub opracowanie zależności mających charakter uniwersalny. prowadzone są badania mające na celu diagnozowanie stanu tworzywa wirników turbin bloków 200 mw, które ciągle są podstawowymi blokami polskiej energetyki zawodowej a ich stan techniczny i niezawodność eksploatacji może znacząco wpływać na stabilność systemu energetycznego polski. literatura [1] bieniek m.: ocena bezpieczeństwa eksploatacji maszyn i urządzeń energetycznych o znacznym stopniu zużycia, rozprawa doktorska, gliwice 2014. [2] fleury e., ha j.s.: small punch tests to estimate the mechanical properties of steels for steam power plant: i, mechanical strength, international journal of pressure vessels and piping, 1998, vol. 75, pp. 699-706. [3] fleury e.: small punch tests to estimate the mechanical properties of steels for steam power plant: ii, fracture toughness, international journal of pressure vessels and piping, 1998, vol. 75, pp. 707-713. [4] izaki t., kobayashi t., kusumoto j., kanaya a.: a creep life assessment method for boiler pipes using small punch creep test, international journal of pressure vessels and piping, 2009, vol. 86, pp. 637-642. [5] klevtsov i., dedov a., molodtsov a.: using of small punch test for determination of tensile properties for power plant steels, 6th international daaam baltic conference industrial engineering, tallin, 24-26 april 2008. [6] norma pkn-cen/cwa 15627: small punch test method for metallic materials. [7] shekhter a., croker a.b.l., hellier a.k., moss c.j., ringer s.p.: towards the correlation of fracture toughness in an ex-service power generating rotor, international journal of pressure vessels and piping, 2000, vol. 77, pp. 113-116. [8] song s.h., faulkner r.g., flewitt p.e.j., smith r.f., marmy p.: temper embrittlement of a crmo low-alloy steel evaluated by means of small punch testing, material science and engineering a, 2000, vol. 281, pp. 75-81. [9] yang z., wang z.: relationship between strain and central deflection in small punch creep specimens, international journal of pressure vessels and piping, 2003, vol. 80, pp. 397-404. tablica v. wyniki badań spt dla różnych wartości temperatury dla stali x12crmowvnbn10-1-1 table v. the results of spt testing of the x12crmowvnbn10-1-1 steel for different temperatures materiał nowy materiał obrobiony cieplnie nr próbki temperatura próby t [˚c] e0-max [j] nr próbki temperatura próby t [˚c] e0-max [j] 1 -183 0,508 1 -192 0,682 2 -149 0,574 2 -150 1,046 3 -112 0,870 3 -111 1,529 4 -80 1,750 4 -66 1,975 5 -75 1,790 5 21 1,985 6 -52 2,011 6 21 2,008 7 20 2,185 201312_pspaw_cz3 130 przegląd spawalnictwa 12/2013 maciej roskosz stefan griner piotr sosnowski analiza możliwości oceny stopnia deformacji plastycznej stali austenitycznych metodą magnetycznej pamięci metalu analysis of the possibility of evaluation of the   degree of plastic deformation of austenitic steels  using the metal magnetic memory testing method r inż. aciej roskosz, dr inż. stefan riner, mgr inż. piotr sosnowski – politechnika śląska. st p i ce badań magnetyczna diagnostyka stanu stali austenitycznych, z racji dużego potencjału metod opartych na zmianach właściwości elektromagnetycznych tworzyw, abstract the aim of the research was to analyze the possibility of identification of areas featuring plastic strain and quantitative evaluation of the degree of plastic deformation of austenitic steels based on measurements of the residual magnetic field (rmf) with standard tools used in the metal magnetic memory testing method. results of the rmf measurements for samples made of two grades of austenitic steel: x15crnisi20-12 and x2crni18-9 with a different degree of plastic strain are presented. it is found that for steel x15crnisi20-12 there are no changes in the rmf that can be measured using standard mmm testing method tools. in the case of steel x2crni18-9, the areas with plastic strain stand out in the distributions of the rmf components and their identification is possible. quantitative relationships between the degree of plastic strain and the values of gradients are developed. unfortunately, the degree of plastic strain can be determined unequivocally only for its large values because it is only after plastic strain exceeds 10% that the relationships become unambiguous. consequently, the possibility of applying it in practice is substantially limited. streszczenie celem badań była analiza możliwości identyfikacji obszarów odkształconych plastycznie oraz ilościowej oceny stopnia deformacji plastycznej stali austenitycznych na podstawie pomiarów własnego magnetycznego pola rozproszenia wmpr standardowymi przyrządami stosowanymi w metodzie mpm. przedstawiono wyniki pomiarów wmpr próbek z dwóch stali austenitycznych x15crnisi20-12 i x2crni18-9 o różnych stopniach trwałej deformacji. stwierdzono, że dla stali x15crnisi20-12 nie występują, mierzalne standardową aparaturą metody mpm, zmiany wmpr. w przypadku stali x2crni18-9 obszary trwale odkształcone wyróżniają się na rozkładach składowych wmpr i jest możliwa ich identyfikacja. opracowano ilościowe relacje pomiędzy stopniem deformacji plastycznej a wartościami gradientów. niestety, jednoznaczne określenie stopnia deformacji możliwe jest dopiero dla dużych jej wartości, bo dopiero powyżej 10% odkształcenia trwałego relacje stają się jednoznaczne. ogranicza to bardzo istotnie możliwość jej praktycznego zastosowania. jest przedmiotem prac badawczych w wielu ośrodkach naukowych. prowadzone są badania zmierzające do opracowania metod określania wpływu zmęczenia mechanicznego [1, 2], pełzania [3] oraz odkształcenia na zimno [4÷6] na stan i właściwości elektromagnetyczne stali austenitycznych. jako parametry diagnostyczne wykorzystuje się parametry opisujące pętlę histerezy magnetycznej, prądy wirowe, wielkości opisujące 131przegląd spawalnictwa 12/2013 ilościowo szum barkhausena oraz zmiany anizotropii właściwości elektromagnetycznych. natężenie własnego magnetycznego pola rozproszenia wmpr, pomijając wpływ kształtu elementu, zależy od parametrów pętli histerezy magnetycznej, takich jak indukcja remanencji i pole koercji. zmiany tych parametrów wynikają ze związków pomiędzy stanem mikrostruktury, wielkością ziaren i gęstością dyslokacji a właściwościami elektromagnetycznymi tworzyw. w pn-iso 24497-3 badania nieniszczące – magnetyczna pamięć metalu – część 3: kontrola złączy spawanych jest mowa o możliwości badania metodą magnetycznej pamięci metalu mpm spoin stali austenitycznych, co w pewnym stopniu zostało potwierdzone w wynikach badań przedstawionych w pracach [7, 8]. stwierdzono, że obecność ferrytu δ w spoinie stali austenitycznej umożliwia zastosowanie metody mpm. wartości natężenia wmpr dla spoin stali austenitycznych są dużo mniejsze niż dla spoin stali ferrytycznych. stąd też zakłócenia zewnętrzne (źródła pola magnetycznego, blisko umiejscowione obiekty ferromagnetyczne) mogą łatwo i znacznie zniekształcić wyniki pomiarów. o obrazie magnetycznym złącza decyduje ilość i rozkład ferrytu δ. im większa jest jego ilość, a jego rozkład w spoinie bardziej równomierny, tym większe jest prawdopodobieństwo, że na obrazie wmpr zobaczymy zakłócenia spowodowane występowaniem wad. w przypadku nierównomiernego rozkładu ferrytu δ w złączu, rozkład wmpr jest często bardziej obrazem tej nierównomierności, niż wynikiem występowania wad. na skutek odkształceń plastycznych w stalach austenitycznych mogą pojawić się fazy magnetyczne. celem badań przedstawionych w niniejszym artykule była analiza możliwości identyfikacji obszarów odkształconych plastycznie oraz ilościowej oceny stopnia deformacji plastycznej na podstawie pomiarów własnego magnetycznego pola rozproszenia standardowymi przyrządami stosowanymi w metodzie mpm. przemiany str kt r sta i a stenitycznych w wysokostopowych stalach chromowo-niklowych typu 18-8, zależnie od stężenia cr i ni oraz innych dodatków stopowych, w temperaturze pokojowej występuje struktura austenityczna, może też pojawiać się pewna zawartość ferromagnetycznego ferrytu δ. strukturę stali można dość dobrze ocenić na podstawie składu chemicznego, posługując się równoważnikami pierwiastków austenitotwórczych i ferrytotworczych. w tym przypadku wykorzystuje się wykresy schaefflera, de longa, hulla oraz inne. stale austenityczne fe-cr-ni po przesycaniu zachowują w temperaturze otoczenia bazową strukturę austenityczną o sieci regularnej płaskocentrycznej (γ). zależnie od składu chemicznego austenit taki może być fazą metastabilną ulegającą przemianie martenzytycznej przy ochłodzeniu poniżej temperatury ms lub pod wpływem krytycznego odkształcenia plastycznego przy temperaturach wyższych od ms. stale austenityczne są materiałami powszechnie stosowanymi, a występująca w nich odkształceniowa przemiana martenzytyczna może mieć zarówno pozytywne następstwa, powodując umocnienie materiału, jak i niepożądane, powodując spadek odporności na korozję oraz pojawienie się fazy ferromagnetycznej [9÷14]. austenityczne stale chromowo-niklowe pod wpływem odkształcenia plastycznego na zimno ulegają znacznemu umocnieniu, zależnie od składu chemicznego, wielkości gniotu i temperatury odkształcenia. pod wpływem odkształcenia plastycznego na zimno następuje zmiana struktury dyslokacyjnej, w wyniku czego metastabilny austenit przechodzi częściową przemianę w martenzyt ε oraz ferromagnetyczny martenzyt α’ o strukturze regularnej przestrzennie centrowanej [12÷14]. podobna przemiana dla stali austenitycznych zachodzi podczas oziębiania do niskich temperatur. uważa się, że przemianie tej odpowiadają dwa możliwe mechanizmy [15]: pierwszy dotyczy przemiany typu: γ → ε→ α’, gdzie faza ε jest fazą pośrednią o strukturze heksagonalnej gęsto upakowanej, a drugi – przemiany bezpośredniej γ → α’ oraz niezależnie γ → ε. czynnikiem decydującym o możliwości powstawania martenzytu ε jest energia błędu ułożenia austenitu (ebu), która zależy od składu chemicznego stali i temperatury odkształcania. martenzyt ε może powstawać podczas odkształcenia plastycznego na zimno, jeżeli ebu w temperaturze pokojowej jest < 30 mjm-2 [16]. ebu decyduje o występującym systemie odkształcenia (poślizgu), który umożliwia tworzenie fazy pośredniej ε lub prowadzi bezpośrednio do tworzenia fazy α’. w stalach o wyższej ebu, gdzie występuje podstawowy system odkształcenia austenitu typu {111} [1ī0] nie obserwuje się powstania fazy ε. wykazano jednak, że zależnie od warunków odkształcenia, w tej samej stali przemiana może zachodzić bezpośrednio lub z udziałem fazy pośredniej. pierwiastkiem, który silnie hamuje przemianę γ → ε, jest nikiel. w tym przypadku przemiana austenitu w martenzyt zachodzi bezpośrednio γ → α’ [14, 15]. szczeg ły badań badano próbki płytowe ze stali austenitycznych x15crnisi20-12 (en 10095, grupa materiałowa 1.4828) oraz x2crni18-9 (en 10088-1, grupa materiałowa 1.4307). skład chemiczny materiałów próbek podano w tablicy i. geometrię badanych próbek przedstawiono na rysunku 1. uzyskane podczas badań relacje pomiędzy odkształceniem ε a rozciągającymi naprężeniami inżynierskimi б pokazano na rysunku 2a dla stali x15crnisi20-12 oraz na rysunku 2b dla stali x2crni18-9. 132 przegląd spawalnictwa 12/2013 oznaczenie stali % masy c si mn p s n cr mo nb ni ti max max max max max x15crnisi20-12 ≤ 0,20 1,50 ÷ 2,50 ≤ 2,00 0,045 0,015 ≤ 0,11 19,0 ÷ 21,0 – – 11,0 ÷ 13,0 – x2crni18-9 0,02 0,45 1,43 0,031 0,008 – 18 0,3 0,017 7,94 0,01 tab ica i. skład chemiczny badanych stali tab e i. chemical composition of steel grades under analysis rys. 1. próbka do badań ig. 1. experimental sample skład fazowy badanych stali określono, posługując się kryteriami schaefflera, dzięki którym na podstawie składu chemicznego stali można obliczyć równoważnik chromu, jako główny składnik ferrytotwórczy, oraz równoważnik niklu, jako główny składnik austenitotwórczy. z wykresu schaefflera odczytano, że stal x15crnisi20-12 ma strukturę austenityczną, stal x2crni18-9 strukturę austenityczną z udziałem ferrytu i martenzytu (przy szybkim chłodzeniu dla spoin). badane próbki były obciążane za pomocą maszyny wytrzymałościowej galdabini sun 10p. po osiągnięciu zadanych obciążeń próbki były odciążane i badane poza maszyną. jako miarę odkształcenia plastycznego εp przyjęto odkształcenie plastyczne próbki badane na odcinku pomiędzy 60. a 140. punktem pomiarowym, pierwotnie o długości 80 mm (rys. 1). do badań wykorzystywano magnetometr tsc-1m-4 z głowicą pomiarową tsc-2m dostarczony przez energodiagnostika co. ltd moscow. aparatura pomiarowa została wykalibrowana w polu magnetycznym ziemi do założonej wartości 40 a/m. pomiary prowadzono zawsze na stanowisku w tym samym miejscu, przy takim samym położeniu próbki. składowe pola magnetycznego w miejscu wykonywania pomiarów miały wartości ht,x = 8 a/m, ht,y = 8 a/m, hn,z = 40 a/m. pomiary natężenia pola magnetycznego wykonywano wzdłuż linii pomiarowej w 200 punktach (rys. 1). odległości między tymi punktami w stanie początkowym wynosiły 1 mm i zwiększały się odpowiednio wraz ze wzrostem odkształcenia plastycznego. mierzono dwie składowe wmpr na powierzchni próbki (rys. 1): – ht,y – składowa styczna mierzona w kierunku równoległym do kierunku zadawanego obciążenia, – hn,z – składowa normalna. w prowadzonych badaniach kierunek pola magnetycznego (pole magnetyczne ziemi) nie był współosiowy z kierunkiem zadawanych obciążeń rozciągających oraz powstałych na skutek nierównomiernych odkształceń plastycznych naprężeń resztkowych. yniki badań i dysk sja przykładowe rozkłady składowych wmpr badanych próbek dla stanu początkowego i dla znacznych odkształceń plastycznych pokazano dla stali x15crnisi20-12 na rysunkach 3a i 3b oraz na rysunkach 4a i 4b dla stali x2crni18-9. na rysunkach 3a i 3b widać, że zmiany wartości składowych wmpr pomiędzy stanem początkowym a stanem dla 40% odkształcenia plastycznego są minimalne w granicy niepewności pomiaru. odkształcony plastycznie obszar próbki w ogóle nie jest widoczny na rozkładach składowych wmpr. wynika z tego, że dla stali x15crnisi20-12 ocena stopnia deformacji plastycznej na podstawie wmpr jest praktycznie niemożliwa. interesująco wyglądają natomiast rozkłady składowych wmpr dla próbek ze stali x2crni18-9. widoczna jest wyraźna różnica wartości składowych wmpr pomiędzy stanem początkowym a stanem znacznego odkształcenia plastycznego (rys. 4a i 4b). obszar odkształcony plastycznie (obszar próbki o mniejszym przekroju, leżący pomiędzy 40. a 160. punktem rys. 2. relacje pomiędzy odkształceniem trwałym εp a rozciągającymi naprężeniami inżynierskimi б dla badanych stali austenitycznych: a) stal x15crnisi20-12, b) stal x2crni18-9 ig. 2. relationship between plastic strain εp and engineering tensile stress б for austenitic steels under analysis: a) x15crnisi20-12 steel, b) x2crni18-9 steel 133przegląd spawalnictwa 12/2013 pomiarowym) jest wyraźnie widoczny na rozkładach obydwu analizowanych składowych wmpr. na granicach tego obszaru występują ekstrema w rozkładach składowych. w samym obszarze odkształconym plastycznie zarówno składowa styczna ht,y, jak i składowa normalna hn,z przyjmują zdecydowanie inne wartości i mają inny trend zmian niż w pozostałej części próbki. ze względu na dużą zmienność wartości składowych wmpr w obszarze odkształconym plastycznie w dalszej analizie wyników pomiarów zmierzającej do opracowania relacji diagnostycznej skupiono się nad analizą gradientów składowych wmpr. gradienty zmian składowych wmpr (rozumiane jako wartości rys. 3. rozkłady składowych wmpr w stanie początkowym i w stanie znacznego odkształcenia plastycznego dla stali x15crnisi20-12: a) składowa styczna ht,y, b) składowa normalna hn,z ig. 3. distributions of the rmf components in the initial state and in the state of considerable plastic deformation for x15crnisi20-12 steel: a) tangential component ht,y, b) normal component hn,z rys. 4. rozkłady składowych wmpr w stanie początkowym i w stanie znacznego odkształcenia plastycznego dla stali x2crni18-9: a) składowa styczna ht,y; b) składowa normalna hn,z ig. 4. distributions of the rmf components in the initial state and in the state of considerable plastic deformation for x2crni18-9 steel: a) tangential component ht,y; b) normal component hn,z rys. 5. rozkłady gradientów składowych wmpr w stanie początkowym i w stanie znacznego odkształcenia plastycznego dla stali x2crni18-9: a) gradient składowej stycznej grad ht,y; b) gradient składowej normalnej grad hn,z ig. 5. distributions of gradients of the rmf components in the initial state and in the state of considerable plastic deformation for x2crni18-9 steel: a) tangential component gradient grad ht,y; b) normal component gradient grad hn,z bezwzględne pochodnych funkcji) wyznaczono przez aproksymację odcinkową wyników pomiarów funkcjami sklejanymi 3 stopnia. przykładowe rozkłady gradientów, odpowiadające rozkładom składowych wmpr przedstawionych na rysunkach 4a i 4b, pokazano na rysunkach 5a i 5b. w rozkładzie gradientów dominują dwa maksima w strefach zmiany przekroju. analizowano wpływ stopnia odkształcenia plastycznego na wartości maksymalne gradientów składowych wmpr, które występują w strefach zmiany przekroju, oraz na wartości średnie gradientów składowych wmpr wyznaczone dla obszaru o stałym przekroju na odcinku pomiędzy 90. a 110. punktem na linii pomiarowej próbki (rys. 1). a) b) a) a) b) b) 134 przegląd spawalnictwa 12/2013 wyznaczone dla próbek ze stali x2crni18-9 relacje pomiędzy stopniem trwałej deformacji a maksymalnymi gradientami składowych wmpr pokazano na rysunkach 6a i 6b a relacje pomiędzy stopniem trwałej deformacji a średnimi gradientami składowych wmpr na rysunkach 7a i 7b. wraz ze wzrostem stopnia deformacji rosną zarówno wartości maksymalne jak i średnie gradientów składowych wmpr. niestety, dla badanej stali x2crni18-9 widać, że w miarę jednoznaczne zależności pomiędzy stopniem odkształcenia plastycznego a wartościami gradientów wmpr występują dopiero po przekroczeniu wartości 10% odkształcenia plastycznego. dla mniejszych wartości odkształcenia plastycznego wartości gradientów nie ulegają obserwowalnym zmianom. rys. 6. relacje pomiędzy stopniem trwałej deformacji a gradientami maksymalnymi w miejscu zmiany przekroju dla stali x2crni18-9: a) gradient składowej stycznej grad ht,y,b) gradient składowej normalnej grad hn,z ig. 6. relationships between the degree of plastic strain and the maximum gradients in the area of change in the cross section for x2crni18-9 steel: a) tangential component gradient grad ht,y,b) normal component gradient grad hn,z rys. 7. relacje pomiędzy stopniem trwałej deformacji a gradientami średnimi dla stali x2crni18-9: a) gradient składowej stycznej grad ht,y, b) gradient składowej normalnej grad hn,z ig. 7. relationships between the degree of plastic strain and the average gradients for x2crni18-9 steel: a) tangential component gradient grad ht,y, b) normal component gradient grad hn,z pods mowanie przedstawiono wyniki pomiarów metodą magnetycznej pamięci metalu mpm próbek z dwóch stali austenitycznych, x15crnisi20-12 i x2crni18-9 o różnych stopniach trwałej deformacji. stwierdzono, że dla stali x15crnisi20-12 nie występują, mierzalne standardową aparaturą metody mpm, zmiany wartości sygnału diagnostycznego – natężenia własnego magnetycznego pola rozproszenia wmpr. w przypadku stali x2crni18-9 obszary trwale odkształcone wyróżniają się na rozkładach składowych wmpr i jest możliwa ich identyfikacja. opracowano ilościowe relacje pomiędzy stopniem deformacji plastycznej a wartościami gradientów. niestety, jednoznaczne określenie stopnia deformacji możliwe jest dopiero dla dużych wartości, bo dopiero powyżej 10% odkształcenia trwałego relacje stają się jednoznaczne. ogranicza to bardzo istotnie możliwość jej praktycznego zastosowania. istotne znaczenie w diagnostyce i zmianach sygnału pomiarowego badanych stali austenitycznych ma obecność i zmiany ilościowe tworzącej się fazy ferromagnetycznej podczas odkształcenia plastycznego. w stali x2crni18-9 faza ferromagnetyczna – ferryt δ w niewielkiej ilości występuje już w stanie nieodkształconym, a następnie w miarę wzrostu odkształcenia i po przekroczeniu pewnego odkształcenia krytycznego występuje wyraźny przyrost sumarycznego udziału faz ferromagnetycznych na skutek występowania przemiany martenzytycznej i tworzenia martenzytu α’. przedstawione wyniki badań nie wyczerpują tematu, lecz zaledwie go zarysowują. być może dla innych gatunków stali austenitycznych okaże się możliwe opracowanie tego typu zależności diagnostycznych. należy wówczas pamiętać o czynnikach wpływających na relacje ilościowe w metodzie mpm, takich jak położenie w polu magnetycznym ziemi oraz wielkość i kształt badanych elementów. b) b) a) a) 135przegląd spawalnictwa 12/2013 literat ra [1] żurek z. h., sieradzki s., adamek j.: ocena stanu technicznego kołpaków generatorów na podstawie pomiarów magnetycznych niestabilności austenitu dla stali g18h18, przegląd spawalnictwa (13), 2011, s. 8-12. [2] vincent a. i in.: magnetic barkhausen noise from straininduced martensite during low cycle fatigue of 304l austenitic stainless steel, acta materialia 53 (2005), 4579–4591. [3] augustyniak b., chmielewski m., sablik m.j., augustyniak m., walker s.: a new eddy current method for nondestructive testing of creep damage in austenitic boiler tubing, nondestructive testing and evaluation 24 (1-2) 2009, s. 121-141 [4] novotny p., macha p., sajdl p., diagnostics of austenitic steels by coercivity mapping, ndt&e international 41 (2008), 530– 533. [5] o’sullivan d., cotterell m., meszaros i.: the characterisation of work-hardened austenitic stainless steel by ndt micromagnetic techniques, ndt&e international 37 (2004) 265– 269. [6] meszaros i., prohaszka j.: magnetic investigation of the effect of a-martensite on the properties of austenitic stainless steel, journal of materials processing technology 161 (2005), 162–168. [7] roskosz m.: metal magnetic memory testing of welded joints of ferritic and austenitic steels, ndt&e international 44 (2011) 305–310, doi:10.1016/j.ndteint.2011.01.008. [8] roskosz m., griner s., staniek d., bonik a.: badania połączeń spawanych stali austenitycznych metodą magnetycznej pamięci metalu. 39 krajowa konferencja badań nieniszczących, szczyrk 2010. [9] echigoya j., ueda t., li x.: martensitic transformation due to plastic deformation and magnetic properties in sus 304 stainless steel, journal of materials processing technology 108 (2001), s. 213-216. [10] babiński w., griner s.: badania drutów ze stali austenitycznych chromowo-niklowych przeznaczonych na sita tkane, prace instytutu efektywności wykorzystania materiałów, 1/2, 1980, s. 25. [11] nagy e., mertinger v., tranta f.,sólyom j.: deformation induced martensitic transformation in stainless steels, materials science and engineering a 2004, s. 308-313. [12] hong chul shin, tae kwon ha, young won chang: kinetics of deformation induced martensitic transformation in a 304 stainless steel, scripta materialia 2001, s. 823-829. [13] milad m., zreiba n., elhalouanin f.: the effect of cold work on structure and properties of aisi 304 stainless steel, journal of materials processing technology 203 (2008), s. 80-85. [14] cina b.: effect of cold working on the g-a transformation in some fe-ni-cr alloys. journal of the iron and steel institute 1977, 1954, 406. [15] blanc g., tricot r.: transformations martensitiques dens les aciers inoxydables austenitiques fe-cr-ni, mem. sci. rev. metall. 7-8, 1973, 527. [16] adamczyk j., szkaradek k.: materiały metalowe dla energetyki jądrowej, wyd. pol. śl. gliwice 1992, 236l. podzi kowanie przedstawione w artykule wyniki zostały uzyskane w badaniach współfinansowanych przez narodowe centrum badań i rozwoju w ramach umowy sp/e/1/67484/10 – strategiczny program badawczy – zaawansowane technologie pozyskiwania energii: opracowanie technologii dla wysokosprawnych „zeroemisyjnych” bloków węglowych zintegrowanych z wychwytem co2 ze spalin. zeszyt 4metal.pl ...................................................... 2, 4, 6, 8, 10, 12 abicor binzel ........................................................... 6, 10, 12 cloos polska ............................................... 2, 4, 6, 8, 10, 12 draco ................................................................................... 6 esab .................................................................................... 3 figel ..................................................................................... 6 instytut spawalnictwa w gliwicach ............. 2, 4, 6, 8, 10, 12 kemppi ........................................................................... 1-12 koli ..................................................................................... 12 lincoln electric bester ......................................................... 3 linde gaz polska ................................................................ 6 messe essen ................................................................... 4, 5 ndt test ........................................................................... 12 pemamek .......................................................................... 11 politest ................................................................................ 1 rywal-rhc ................................................................. 6, 8, 9 simp odk w szczecinie ................................................... 12 solidtech .............................................................................. 5 spaw-tech ....................................................................... 2, 3 stanley crc-evans ............................................................ 1 technika spawalnicza w poznaniu ................................. 1, 5 testing ............................................................................... 12 urząd dozoru technicznego .......................................... 8-12 zeszyt welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(5) 2019 43 doi: http://dx.doi.org/10.26628/wtr.v91i5.1001 article the influence of the carbon equivalent on the weldability of high-strength low-alloy steel in the water environment jacek tomków1,*, michalina tomków2 1 gdańsk university of technology, poland; 2 university of gdansk, poland michalina tomków; tomkow.michalina@gmail.com; *correspondence: jacek tomków ph.d., jacek.tomkow@pg.edu.pl; received: 07.03.2019; accepted: 09.04.2019 abstract: from many years, the high strength low alloy steels are often used for offshore constructions. this constructions, due to the environment in which they work, require more frequent repairs than the constructions from the land. for economic reasons, repairs take place in the underwater conditions, however water significantly decreases the weldability of steel. the paper presents the results of the cts weldability test for s460ml and s460 steels, which have a similar value of the yield point, but different carbon equivalent (cemis) values. the welded joints were cut into specimens, which were then subjected to vickers hv10 hardness measurements. the experiment has shown that as the cemis value increases, the hardness in the heat affected zone (haz) of joints and in the weld metal increases. keywords: underwater welding; weldability; covered electrodes; carbon equivalent; hardness measurements; introduction from year to year, steels with increased durability find increasing use on structural elements, with particular emphasis on offshore structures [1,2]. the use of this type of steel brings benefits in reducing the thickness and weight of components, reducing welding costs and increasing their mechanical properties [3,4]. structures working in the water environment may require repair processes, which for economic reasons usually take place under the surface of the water. the most common method for this process is the variation of underwater welding with covered electrodes, during which the resulting joint, welding arc and diver are not separated from the surrounding environment [5÷8]. the wet welding scheme with covered electrodes is presented in figure 1. despite the widespread use, wet welding using covered electrodes continues to cause many problems, among which the most serious is considered: porosity of welds, heterogeneity of chemical composition of welds, or tendency to create cracks [7,10]. fig. 1. schematic diagram of underwater wet welding by coated electrodes: 1 – slag, 2 – weld, 3 – base material, 4 – electric arc, 5 – water vapor, 6 – gas bubbles, 7 – flux coating, 8 – core wire, 9 – consumable electrode, 10 – weld pool [9] among the reasons that intensify the deterioration of the quality of the joint can be distinguished [11÷14]: • instability of the arc glow; • impaired visibility, making it difficult for the welder to observe the joint area; http://dx.doi.org/10.26628/wtr.v91i5.1001 welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(5) 2019 44 • increased content of diffusible hydrogen in the weld metal due to the influence of the welding environment; • high pressure value caused by the depth of the process being carried out, which impairs the stability of the arc and influences metallurgical changes in the weld pool; • intensified cooling rate of the joint, which significantly reduces the time t8/5, which in turn causes the formation of unfavorable structures; • the presence of stresses resulting from the cooling rate and the presence of diffusible hydrogen in the weld metal. while the weldability of high strength steels is well known in the field of conducting the process in the air, the research aimed at investigating the phenomenon in the aquatic environment is underway. previous studies [1÷9,15,16] show that materials from this group are most often characterized by bad weldability. however, there is no correlation study between the size of the carbon steel equivalent and the hardness and tendency to cold crack during wet welding with covered electrodes. the aim of the experiments was to assess the effect of carbon equivalent on the weldability of steel with increased strength in the water environment during wet welding with covered electrodes. three cts samples were made of s460ml and s460n steel, which were then cut and subjected to vickers hv10 hardness measurements. materials used the study used fine-grained steels with increased durability of s460ml and s460n with a thickness of 12 mm. the selection of these two steels was determined by the fact that they have a similar value of the yield point at different cemis values. the chemical composition was analyzed by emission spectroscopy with spark excitation, and the test results are presented in table i. table ii presents selected mechanical properties of the tested steel. the test was carried out at a depth of 150 mm in a freshwater environment at a temperature of about 20 °c. table i. chemical composition of s460ml and s460n steel, % wt. content of the element, % material c si mn p cr mo ni s cu v cemis* s460ml 0.12 0.50 1.40 0.015 0.04 0.01 0.03 0.004 0.001 0.010 0.365 s460n 0.16 0.53 1.51 0.02 0.07 0.03 0.05 0.007 0.13 0.097 0.464 * cemis= c +(cr+mo+v)/5 +(cu+ni)/15 as an additional material, rutile covered electrodes e 38 0 r 11 with a diameter of 4.0 mm were chosen. the selection of electrodes was determined by the fact that they had to provide good metal properties of the weld metal and, in addition, should maintain the stability of the electric arc. the chemical composition and mechanical properties of the additive material are shown in table iii. table ii. mechanical properties of s460ml and s460n steel, acc. to manufacturer data material re [mpa] rm [mpa] a [%] kv-20 [j] s460ml 515 598 25 58 s460n 511 626 27,5 61 table iii. chemical composition (wt.%) and mechanical properties of e 38 0 r 11 rutile electrodes [17] chemical composition [% wt.] mechanical properties c mn si re [mpa] rm [mpa] a5 [%] 0.07 0.55 0.44 503 538 26 the test plan assumed the performance of the cts test in accordance with the guidelines contained in pn-en iso 17642-2:2005, according to which also appropriate non-destructive and destructive tests were carried out. three samples were made for each of the analyzed plates, all dc (-), in accordance to the electrode manufacturer's recommendations. it was tried to ensure that the linear energy in the individual joints was on a similar level, however during the process, typical problems encountered under water, such as instability and migration of the electric arc, were encountered. for this reason, there are differences welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(5) 2019 45 in energy, which was in the range of 0.82÷1.27 kj / mm. the scheme of the cts test is presented in figure 2, while the process parameters for individual samples are shown in table iv. fig 2. schematic illustration of the cts test specimen in accordance to pn-en iso 17642-2, 1 – clarence hole 13 mm diameter, 2 – top plate, 3 – root notch gap, 4 – bottom plate, 5 – root notch depth, 6 – preferred principal rolling direction, 7 – test welds, 8 – anchor welds table iv. welding conditions of cts tests material sample number weld 1 weld 2 i [a] u [v] t [s] ql [kj/mm] i [a] u [v] t [s] ql [kj/mm] s460ml 1m 188 22.5 19.0 1.07 188 23.5 19.4 1.14 2m 184 25.0 20.7 1.27 188 23.8 18.5 1.10 3m 184 25.0 14.7 0.90 180 25.3 17.5 1.07 s460n 4n 188 24.8 18.3 1.13 184 26.5 16.9 1.10 5n 188 24.0 18.0 1.08 184 26.0 12.8 0.82 6n 188 23.5 16.9 0.96 184 24.8 17.9 1.09 tests results non-destructive testing and macroscopic metallographic examination non-destructive testing was the next step after making the samples. they were carried out in accordance with the recommendations of pn-en iso 17637:2017-02 (vt) and pn-en iso 3452-1:2013-08 (pt). as a result of these tests, the second weld n5, the first weld n6 and the first weld 3m were rejected. the next stage was macroscopic examination in accordance with pn-en iso 17639:2013-12. no inconsistencies were noted in any of the samples. hardness measurements to compare the hardness, samples from different steels were selected from welds with a similar value of linear energy so as to minimize the effect of the difference in its value. hardness was compared with each other: • pair i: welds of the first sample 1m (named 1m1) – ql 1.07 kj/mm with the first weld of the sample 5n (5n1) – ql 1.08 kj/mm; • pair ii: welds of the second sample 1m (1m2) – ql 1.14 kj/mm with the first weld of the sample 4n (4n1) – ql 1.13 kj/mm; • para iii: welds of the second sample 2m (2m2) – ql 1.10 kj/mm with the second weld of the sample 4n (4n2) – ql 1.10 kj/mm; • para iv: welds of the second sample 3m (3m2) – ql 1.07 kj/mm with the second weld of the sample 6n (6n2) – ql 1.09 kj/mm. vickers hv10 measurements were carried out in accordance with the requirements of pn-en iso 9015-1:2011, in points according to the diagram presented in figure 3. the results of the measurements carried out are presented in the table v. welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(5) 2019 46 fig. 3. schematic layout of hardness measurement points distribution, bm – base material, haz – heat affected zone table v. results of hardness measurements sample number ql [kj/mm] bm haz weld haz bm pair i 1m1 1.07 230 221 390 376 380 276 299 258 405 405 380 211 204 5n1 1.08 209 211 441 525 488 297 294 306 503 508 508 195 199 pair ii 1m2 1.14 215 210 422 418 405 268 299 261 388 374 401 215 204 4n1 1.13 212 209 464 425 459 282 290 299 493 488 498 201 203 pair iii 2m2 1.10 1.10 215 215 419 439 424 278 261 288 428 416 399 217 227 4n2 212 216 478 483 498 283 294 294 483 503 464 210 207 pair iv 3m2 1.07 209 208 397 380 403 272 264 253 402 432 425 228 224 6n2 1.09 207 213 488 488 508 304 304 299 503 518 498 212 209 in each of the selected sample pairs, significantly higher hardness values in haz were noted for samples made of s460n steel characterized by a higher value of carbon equivalent. as for weld metal, s460ml steel was characterized by lower hardness in this case, however, the differences were not as large as in the case of measurements placed in the haz. the distributions in individual pairs are presented in figures 4÷7. fig. 4. layout results of hardness tests in group i for specimens 1m1 and 5n1 welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(5) 2019 47 fig. 5. layout results of hardness tests in group ii for specimens 1m2 and 4n1 fig. 6. layout results of hardness tests in group iii for specimens 2m2 and 4n2 fig. 7. layout results of hardness tests in group iv for specimens 3m2 and 6n2 welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(5) 2019 48 summary and conclusions the completed studies confirmed reports that the water environment makes it difficult to conduct the welding process [18]. during the samples, problems with the stability of the electric arc glow were encountered, which additionally deviated from the welding site. this contributed to changes in the amount of linear energy for individual welds. in addition, some of them were rejected at the stage of nondestructive and macroscopic tests. the samples were then selected to group into weld pairs of similar linear energy so as to be able to compare the hardness of individual zones in s460ml and s460 steel joints of similar re size, and significantly different cemis. hardness distributions for individual samples showed that steel with a higher carbon equivalent is characterized by higher hardness both in the weld metal and in the heat affected zone, with differences in the haz being much greater. as a result of the research, conclusions were formulated: 1. the water environment makes it difficult to conduct the welding process, clearly affecting the deterioration in the stability of the electric arc glow, which translates into a decrease in the quality of the joints. 2. cts connectors made of s460n steel with cemis = 0.464% were characterized by higher vickers hv10 hardness values than s460ml steel joints with cemis = 0.365%. the phenomenon was observed both in the weld metal and haz tests of individual joints, which were welded with a similar value of linear energy. 3. the hardness of the s460n steel haz was up to 525 hv10, which suggests that it can be characterized by a very high tendency to cold cracks under wet welding conditions with covered electrodes. in the case of s460ml steel, the maximum hardness was recorded at 439 hv10, which may also mean that there were cold cracks in the haz. 4. in the case of welding in an aqueous environment, the size of the carbon equivalent greater than the value of the yield point of the combined materials has a greater influence on the weldability of steel. resources [1] qiang x., f. bijlaard f., kolstein h. elevated-temperature mechanical properties of high strength structural steel s460n: experimental study and recommendations for fire-resistance design. fire safety journal, 2013, vol. 55, 1521. [crossref] [2] omajane j., martikainen j., kah p. weldability of thermo-mechanically rolled steels used in oil and gas offshore structures. the international journal of engineering and science, 2014, vol. 3(5), 62-69. [hyperlink] [3] skowrońska b., szulc j., chmielewski t., sałaciński t., swiercz r. properties and microstructure of hybrid plasma+mag welded joints of thermomechanically treated s700mc steel. 27th anniversary international conference on metallurgy and materials (metal) 2018, brno, czech republic. [google scholar] [4] górka j. assessment of steel subjected to thermomechanical control process with respect to weldability. metals, 2018, vol. 3(3), 169. [crossref] [5] tomków j., janeczek a. the influence of welding environment on the properties of tekken joints made from s355j2c+n steel. welding technology review, 2019, vol. 91(1), 15-19. [crossref] [6] tomków j., łabanowski j., fydrych d., rogalski g. cold cracking of s460n steel in water environment. polish maritime research, 2018, vol. 3(99), 131-136. [crossref] [7] tomków j., rogalski g., fydrych d., łabanowski j. improvement of s355g1+n steel weldability in water environment by temper bead welding. journal of materials processing technology, 2018, vol. 262, 372-381. [crossref] [8] tomków j., rogalski g., fydrych d., łabanowski j. advantages of the application of the temper bead welding technique during wet welding. metals, 2019, vol. 12(6), 915. [crossref] [9] tomków j., rogalski g., fydrych d., łabanowski j., weldability testing of s460n steel in water environmental by using tekken. welding technology review, 2018, vol. 90(5), 41-45. [crossref] [10] padilla e., chawla n., silva l.f., dos santos v.r., paciornik s., image analysis of cracks in the weld metal of a wet welded steel joint by threedimensional (3d) x-ray microtomography. materials characterization, 2013, vol. 83, 139-144. [crossref] [11] guo n., yang z., wang m., yuan x., feng j., microstructure and mechanical properties of an underwater wet welded dissimilar ferritic/austenitic steel joint. strength of materials, 2018, vol. 47(1), 12-18. [crossref] [12] schaupp t., rhode m., yahyaoui h., kannengiesser t., influence of heat control on hydrogen distribution in high-strength multi-layer welds with narrov groove. welding in the world, 2018, 1-10. [crossref] https://doi.org/10.1016/j.firesaf.2012.10.008 http://theijes.com/papers/v3-i5/version-2/l03502062069.pdf https://scholar.google.pl/citations?user=qyyifxiaaaaj&hl=pl#d=gs_md_cita-d&u=%2fcitations%3fview_op%3dview_citation%26hl%3dpl%26user%3dqyyifxiaaaaj%26cstart%3d20%26pagesize%3d80%26citation_for_view%3dqyyifxiaaaaj%3au-cok7kvo8oc%26tzom%3d-120 https://doi.org/10.3390/met8030169 http://doi.org/10.26628/wtr.v91i1.997 http://doi.org/10.2478/pomr-2018-0104 https://doi.org/10.1016/j.jmatprotec.2018.06.034 http://doi.org/10.3390/ma12060915 http://doi.org/10.26628/ps.v90i5.895 http://doi.org/10.1016/j.matchar.2013.06.016 http://doi.org/10.1007/s11223-015-9622-6 http://doi.org/10.1007/s40194-018-00682-0 welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(5) 2019 49 [13] wang j., sun q., wu l., liu l., teng j., feng j., effect of ultrasonic vibration on microstructural evolution and mechanical properties of underwater wet welding joint. journal of materials processing technology, 2017, vol. 246, 185-197. [crossref] [14] wang j., sun q., zhang s., wang c., wu l., feng j., characterization of the underwater welding arc bubble through a visual sensing method. journal of materials processing technology, 2018, vol. 251, 96-108. [crossref] [15] gao w.b., wang d., cheng f., di x., xu w., mictostructural and mechanical performance of underwater wet welded s355 steel. journal of materials processing technolony, 2016, vol. 238, 333-34. [crossref] [16] gao w.b., wang d., cheng d., deng c., xu w. underwater wet welding for hsla steels: chemical composition, defects, microstructures, and mechanical properties. acta metallurgica sinica (english letters), 2015, vol. 9, 10971108. [crossref] [17] products catalog omnia of lincoln electic. [18] fydrych d., rogalski g., łabanowski j., problems of underwater welding of higher-strength low alloy steels. institute of welding bulletin 2014, vol. 5, 187-195. © 2019 by the authors. submitted for possible open access publication under the terms and conditions of the creative commons attribution (cc by) license (http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/). http://doi.org/10.1016/j.jmatprotec.2017.03.019 https://doi.org/10.1016/j.jmatprotec.2017.08.019 http://doi.org/10.1016/j.jmatprotec.2016.07.039 http://doi.org/10.1007/s40195-015-0300-2 201411_pspaw.pdf 41przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 problemy badawcze   kolumn pras hydraulicznych   do wyciskania profili z metali kolorowych problems during inspection of columns in extrusion press for colour metals maciej korneluk ryszard jawor mgr inż. maciej korneluk, mgr inż. ryszard jawor – rbm-ndt. autor korespondencyjny/corresponding author: ryszard.jawor@rbm-ndt.pl wstęp prasy hydrauliczne do wyciskania (ekstruzji) to maszyny służące do wytwarzania elementów o stałym profilu poprzecznym. na rysunku 1 przedstawiono przykładową prasę hydrauliczną do wyciskania profili. podczas wyciskania materiał umieszczony w pojemniku lub matrycy, poddany naciskowi stempla (lub tłoczyska – poprzez przekładkę, zwaną także przetłoczką lub płytą naciskową) wypływa przez otwór matrycy lub szczelinę pomiędzy stemplem i matrycą, doznając wydłużenia kosztem zmniejszenia przekroju poprzecznego. stan naprężenia w przeważającej części obszaru uplastycznionego jest trójosiowym nierównomiernym ściskaniem. możliwe są więc duże odkształcenia plastyczne bez naruszenia spójności materiału (maksymalne współczynniki wydłużenia są rzędu 300, średnie – ok. 50). jest to główna zaleta procesów wyciskania. duże odkształcenia wymagają dużych sił. głównym ograniczeniem wielkości odkształceń możliwych do uzyskania w jednej operacji wyciskania nie jest zjawisko dekohezji materiału (jak w wielu innych procesach), lecz wytrzymałość narzędzi [1,2]. streszczenie prasy hydrauliczne do wyciskania (ekstruzji) to maszyny służące do wytwarzania elementów o stałym profilu poprzecznym. głównym ograniczeniem wielkości odkształceń możliwych do uzyskania podczas jednej operacji jest wytrzymałość narzędzi. jednymi z najbardziej obciążonych elementów maszyny są kolumny. pęknięcie kolumny oraz postój maszyny generują ogromne straty finansowe oraz problemy logistyczne dla zakładu. istotnym elementem przeciwdziałania tego typu awariom jest stosowanie okresowych badań nieniszczących. na podstawie zgromadzonych doświadczeń oraz za pomocą obliczeń możliwe jest prognozowanie pozostałego czasu pracy kolumn, w których zlokalizowano i określono wielkość nieciągłości materiałowej, co zapewnia ciągłość procesu oraz bezpieczeństwo pracy pracowników obsługujących proces produkcyjny. słowa kluczowe: prasa hydrauliczna, badanie kolumn, problemy badawcze, kontrola, metody nieniszczące abstract hydraulic press for extrusion is a device used to create objects with a fixed cross-sectional profile. main limit of possible size of deformation during extrusion is durability of the machinery. the most tensed elements in press are the columns. damage of the column and breakdown of the press can generate large amount of financial loss and logistic problems to production facility. applying of periodically performed non-destructive testing methods can counteract to such situation. it is possible to forecast remained operational time of the columns by using collected data about location and size of located discontinuities and theoretical calculations. such action provides continuity and safety during production process. keywords: hydraulic press, columns inspection, inspection problems, non-destructive examination, testing methods 42 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 przy dużych odkształceniach stosuje się wyciskanie na gorąco, gdyż podczas wyciskania na zimno siły są tak znaczne, że narzędzia nie wytrzymują obciążeń. duże odkształcenia mogą być zrealizowane na zimno tylko dla materiałów miękkich (np. czystego aluminium). wyciskanie na gorąco jest realizowane głównie na prasach hydraulicznych pracujących horyzontalnie o nacisku od 230 do 11 000 t oraz ciśnieniu od 30 do 700 mpa [1,2]. rys. 1. prasa hydrauliczna do wyciskania [3] fig. 1. hydraulic press for extrusion rys. 2. schemat prasy hydraulicznej do wyciskania [4] fig. 2. extrusion press diagram główne elementy prasy to: matryca, płyta oporowa przednia i tylna, cylinder, tłoczysko i kolumny łączące płyty oporowe. jednymi z najbardziej obciążonych elementów maszyny są kolumny, narażone na cykliczne siły rozciągające. w jednej maszynie znajdują się zazwyczaj 3 lub 4 kolumny, ustawione symetrycznie względem osi wzdłużnej maszyny. kolumny mogą być pełne lub mieć otwory centralne w części czołowej o głębokości 1÷1,5 m. otwory te służą do wprowadzania w nie grzałek podgrzewających kolumny podczas montażu, co ułatwia regulację wstępnego naciągu i osiowania kolumn. na rysunku 2 przedstawiono schemat prasy hydraulicznej do wyciskania wraz z jej elementami. eksploatacja tego typu pras przewidywana jest na kilkanaście, a nawet kilkadziesiąt lat, a więc w tym okresie wystąpi konieczność ich remontów i modernizacji, które stanowią bardzo poważne zagadnienia techniczno-ekonomiczne dla zakładu produkcyjnego. pęknięcie kolumny oraz postój maszyny generuje ogromne straty finansowe oraz problemy logistyczne dla zakładu. istotnym elementem przeciwdziałania tego typu awariom jest stosowanie okresowych badań nieniszczących podczas planowych postojów remontowych maszyny. ze względu na ograniczony dostęp do kolumn zamontowanych w maszynie, jedyną do zastosowania metodą badań nieniszczących jest metoda ultradźwiękowa (technika echa oraz przepuszczania), prowadzona od czoła kolumny. metoda ta pozwala również na wykonanie badań na maszynie pracującej, bez konieczności jej wyłączania (studzenia) lub rozbrajania. inne metody rozszerzające zakres badań lub potwierdzające uzyskane wyniki stosuje się w czasie postojów remontowych na elementach wymontowanych z prasy. rzetelnie przeprowadzone badania ultradźwiękowe mogą w sposób jednoznaczny dostarczyć informacji, czy w badanej kolumnie występują nieciągłości lub nie. co więcej, podczas prowadzenia badań cyklicznych, przy zastosowaniu tych samych kryteriów oceny, możliwe jest stwierdzenie, czy wykryta nieciągłość ulega stopniowemu powiększaniu oraz w jakim tempie. dzięki takim informacjom możliwe jest prognozowanie pozostałego czasu pracy kolumn oraz planowanie wymiany wadliwych elementów na nowe, bez ponoszenia dodatkowych kosztów spowodowanych awarią. przykłady zastosowania badań nieniszczących na rysunku 3 przedstawiono uszkodzoną (pękniętą) kolumnę, na której nie były prowadzone badania nieniszczące. kolumna ta pochodzi z maszyny fielding gloucester o nacisku 1600 t, wyposażonej w 3 kolumny o długości ok. 6 m i średnicy rdzenia 237 mm, stosowanej do wyciskania profili ze stopów aluminiowych. rozwój pęknięcia nastąpił od zakończenia otworu centralnego (czyli od środka przekroju kolumny) w odległości ok. 1200 mm od czoła. awaria ta nastąpiła w roku 2009 na jednej z 3 maszyn i przyniosła firmie znaczne straty oraz spowodowała, że cykliczne badania nieniszczące zostały wdrożone do procedur utrzymania ruchu wszystkich maszyn. po wymianie uszkodzonej kolumny prowadzono regularne badania ultradźwiękowe na kolumnach wszystkich maszyn, w odstępach czasowych 6 lub 12 miesięcy. w roku 2010 na jednej z kolumn (oznaczonej nr 3) zlokalizowano skupisko nieciągłości znajdujących się w odległości 1070÷1190 mm od czoła kolumny w środkowej części jej przekroju. odległość ta odpowiadała głębokości otworu centralnego kolumny. wielkość równoważna największego wskazania wynosiła wówczas deq = 5 mm. podczas każdej z inspekcji wskazanie to stopniowo powiększało się. w 2011 r. deq = 7 mm, w 2012 r. deq = 16 mm, a w 2013 r. deq = 20 mm. w tym samym czasie na kolejnej kolumnie (oznaczonej nr 1) tej samej maszyny zlokalizowano nieciągłość znajdującą się ok. 300 mm od czoła kolumny, 43przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 przebiegającą po obwodzie w części gwintowanej. długość nieciągłości określona techniką przesuwu i 12 db spadku echa wynosiła ok. 140 mm. w roku 2014 dokonano wymiany wszystkich kolumn prasy na nowe. po wymontowaniu wadliwej kolumny 1 wykonano badania magnetyczno-proszkowe, które potwierdziły wyniki uzyskane podczas badań ultradźwiękowych. długość nieciągłości na powierzchni wynosiła 250 mm. defektogram proszkowy przedstawiono na rysunku 4. w latach 70. w innym zakładzie produkcyjnym zdarzył się wypadek podczas awarii prasy, podczas którego pęknięta część kolumny wraz z nakrętką, spadając z maszyny zraniły poważnie pracownika obsługującego proces produkcyjny. wypadek ten zakończył się działaniami śledczymi prokuratury oraz zmusił kierownictwo zakładu do prowadzenia regularnych badań nieniszczących w celu zapewnienia ciągłości procesu produkcyjnego oraz bezpieczeństwa pracownikom pracującym w pobliżu maszyny. rys. 3. uszkodzona kolumna prasy hydraulicznej do wyciskania profili ze stopów aluminiowych, widoczne powierzchnie przełomu fig. 3. damaged column dismantled from hydraulic press for extruding profiles made from aluminium alloys. two surfaces of the fracture are visible rys. 4. defektogram proszkowy uzyskany na wadliwej kolumnie prasy hydraulicznej, potwierdzający występowanie nieciągłości wykrytej metodą ultradźwiękową. kolorem oznaczono wykryte wskazania fig. 4. magnetic particle indication of discontinuity in column from hydraulic press, as confirmation of indication discovered during ultrasonic testing. indication has been marked. 44 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 wnioski w czasie prowadzenia badań ultradźwiękowych techniką echa na kolumnach pras, podobnie jak przy badaniu osi kolejowych od czoła, napotyka się wiele trudności. podstawowym problemem są wskazania pozorne uzyskiwane od zmian geometrii kolumny na jej długości oraz od transformacji wiązki fal. kolejnym problemem może być tłumienie fali ultradźwiękowej przez materiał kolumny, co może uniemożliwić wykrywanie nieciągłości o małych rozmiarach, znajdujących się w obszarach oddalonych o kilka metrów od powierzchni wprowadzania fal ultradźwiękowych. zastosowanie techniki przepuszczania dostarcza informacji ogólnych o stanie jakości badanej kolumny, jednak nie pozwala ona na zlokalizowanie i określenie wielkości wykrytej nieciągłości. na podstawie doświadczeń uzyskanych podczas wieloletnich badań nieniszczących kolumn pras hydraulicznych przez jednego z autorów można stwierdzić, że propagacja pęknięć na kolumnach następuje najczęściej od powierzchni zewnętrznej w miejscu styku nakrętki z płytą oporową. bywają również przypadki, gdy pęknięcia pojawiają się na dnie otworów nawierconych centrycznie na czole kolumny i propagują od środka osi kolumny do jej powierzchni zewnętrznej. są to obszary oddalone maksymalnie o 1500 mm, co umożliwia skuteczne badanie tych obszarów metodą ultradźwiękową. istotnym czynnikiem wpływającym na wyniki badań jest stan naprężenia badanej kolumny. jeden z przypadków wykazał, że wielkość wskazania od wykrytej nieciągłości ulegała zmniejszeniu lub całkowitemu zanikowi w momencie zmniejszenia nacisku prasy i odprężeniu kolumny. po upływie 6 miesięcy ta sama nieciągłość powiększyła się już w takim stopniu, iż stan naprężenia kolumny przestał istotnie wpływać na wielkość wskazania. na podstawie zgromadzonych doświadczeń oraz pomocą obliczeń możliwe jest prognozowanie pozostałego czasu pracy kolumn, w których zlokalizowano i określono wielkość nieciągłości materiałowej. w czasie pracy ubytek przekroju kolumny wzrasta w postępie geometrycznym, zatem im większy jest rozmiar nieciągłości, tym krótszy jest pozostały czas pracy kolumny oraz większe ryzyko jej nagłego pęknięcia. literatura [1] oberg e., jones f.d., horton h.l., ryffel h.h.: machinery’s handbook (26th ed.), new york: industrial press, isbn 0-8311-2635-3, 2000. [2] drozda t., wick c., bakerjian r., veilleux r.f., petro l.: tool and manufacturing engineers handbook: forming, sme, isbn 0-87263-135-4, 1984. [3] http://www.weiku.com [4] http://www.alurock.com miesięczne i roczne spisy treści oraz streszczenia artykułów  opublikowanych w przeglądzie spawalnictwa  są dostępne na stronie internetowej: www.pspaw.pl ps 11 2015 www.pdf 31przegląd spawalnictwa vol. 87  11/2015 plasma spheroidisation of high melt point materials on example of tungsten sferoidyzacja plazmowa materiałów o wysokiej temperaturze topienia na przykładzie wolframu mgr inż. karol kobiela, mgr inż. irina smolina, dr inż. mariusz frankiewicz, prof. dr hab. inż. edward chlebus – wydział mechaniczny politechniki wrocławskiej. autor korespondencyjny/corresponding author: karol.kobiela@pwr.edu.pl abstract particle shape and size, density and distribution are important characteristics of the powders processed by additive manufacturing processes e.g. selective laser melting (slm) or electron beam melting (ebm). spherical shape of powder particles allows to stably carrying out the process and affects also the manufactured objects properties. desired morphology of the powder can be achieved by powder manufacturing process or by additional treatment of the non-spherical powders. this paper is dedicated to study spheroidization of tungsten powder by atmosphere plasma spraying (aps). influence of aps process parameters and preliminary powder treatment has been analysed. scanning electron microscopy (sem) was used for the evaluation of shape, size and distribution of post-processed powder particles. keywords: powders spheroidisation, plasma spheroidisation, additive manufacturing technologies streszczenie kształt oraz wielkość cząstek, gęstość oraz rozkład są istotnymi cechami charakterystycznymi proszków przetwarzanych za pomocą technologii przyrostowych n.p. selektywnej laserowej mikrometalurgii proszków (slm) lub elektronowej mikrometalurgii proszków (ebm). sferyczny kształt cząstek proszku umożliwia stabilne prowadzanie w/w procesów oraz wpływa na własności wytwarzanych nimi obiektów. oczekiwana morfologia proszku może być osiągnięta za pomocą jego procesu wytwarzania, jak również poprzez dodatkową obróbkę proszków niesferycznych. artykuł jest poświęcony badaniom sferoidyzacji proszku wolframu za pomocą natryskiwania plazmowego (aps). został przeanalizowany wpływ parametrów procesu oraz wstępnej obróbki proszku. do oceny kształtu, wielkości i dystrybucji otrzymywanych cząstek proszku została zastosowana skaningowa mikroskopia elektronowa (sem). słowa kluczowe: sferoidyzacja proszków, sferoidyzacja plazmowa, generatywne technologie wytwarzania introduction according to astm f2792-10 “additive manufacturing is a process of joining materials to make objects from 3d model data, usually layer upon layer, as opposed to subtractive manufacturing methodologies [1]”. it is a relatively new group of technologies. first processes, which were applied for rapid prototyping, appeared in ’80 of the xx century. during the last 25 years am marked grew and today it is worth 2 milliard of dollars, including materials, devices and services. forecasts expect continued growth up to 10.8 milliards in 2021 [2,3]. due to the specific character of the am technologies, the processed metallic alloys have to fulfil several requirements specified by technology [4], regarding: – physical properties, such as density and absorption, thermal capacity and specific heat capacity, latent heat of fusion and melting temperature determine the melt enthalpy of the metal, – chemical composition, which defines behaviour of multicomponent alloy, i.e. after-affects like shrinkage or wettability). additional set of properties is linked to the form of those metallic components. particle size distribution, particle morphology and bulk density (synonyms – apparent or relative density) of the metal powders have a significant influence on carrying karol kobiela, irina smolina, mariusz frankiewicz, edward chlebus out the am processes and quality of the manufactured objects. for am powder processing technologies it is more preferable to use powder with spherical or spheroidal shape (morphology) of the particles which leads to bigger bulk density and better flowability [5÷10]. the other important process parameter, which influences the quality of the objects, is layer thickness. it is limited by the size of powder particles [5÷10]. there are five basic groups of techniques of metal powder manufacturing [11]: (a) mechanical methods (milling, crushing, breaking, machining), which use a mechanical crushing of raw material in the solid state, (b) physicomechanical methods (spraying, granulation), which change a solid to liquid and back to a solid state, (c) physical methods (evaporation and condensation), where physical phenomena are used for powder production, (d) chemical methods (reduction or dissociation of oxides and other compounds, intergranular corrosion, hydrogenation and dehydrogenation), (e) physicochemical methods (reduction of aqueous solutions of salt with hydrogen; electrolysis of brines or molten salts; synthesis and dissociation of carbonyls; sol-gel) combine chemical reactions with physical phenomena. most of those methods result in powders with irregular shape of particles, which lead to low apparent density 32 przegląd spawalnictwa vol. 87 11/2015 and high porosity of the final product [12]. spheroidal or spherical powder particles morphology can be achieved by atomisation with a gas stream or dissipation of carbonyls [11]. within the powder atomisation processes, to obtain high quality powders, two main groups might stand out: (1) spraying of gas and liquid; (2) spraying with use of centrifugal force and the spraying with rotating electrode. processes that allow the manufacturing of dense, fine spherical particle powders, that exhibit a good flowability, are gas atomisation [17], plasma atomization [13,18,21], rotating disk atomization [19], and hybrid atomisation [20]. mentioned processes, e.g. plasma atomisation, might be applied for powder manufacturing as well as for reshaping and resizing of powder particles [5,6]. in poland one of the most notable works in this field was done at military university of technology in warsaw [5,6,12,14,15]. the main objective of this study is an evaluation of the possibilities of applyingan atmospheric plasma spraying (aps) for spheroidisation of irregular tungsten powder particles. the influence of preliminary treated powder (milling and/or sieving), flight path and plasma power on the result of the spheroidisation process has been evaluated. experiment process conditions tungsten powder spheroidisation process was carried out on a robotized plasma spray station. the scheme of the process was shown on figure 1. spheroidisation process was conducted in a vertical layout system, where the process chamber includes a reservoir with a cooling medium (distilled water) with a vertical tube, wherein the outlet during process plasma gun is directed co-axial to the tube. gunto-water distance has been regulated thanks to the modular design where the tube can be easily changed. powder was transferred to the plasma torch by an argon gas and it has been injected radially to the axis of plasma spray flow. after spheroidisation process, tungsten has been dried for 8 h at 100 °c. fig. 1. the scheme of the atomisation of the irregular powders approach by aps rys. 1. schemat procesu atomizacji proszków o nieregularnych ziarnach za pomocą aps fig. 2. the images of tungsten powder particles before spheroidization process: in initial state (as-received) (a), (b); after milling and sieving (c) and (d); sem rys. 2. obrazy cząstek proszku wolframu przed procesem sferoidyzacji: w stanie wejściowym (dostawy) (a), (b); po zmieleniu i przesianiu (c) oraz (d); sem fig. 3. the images of the tungsten powder particles after spheroidisation process carried out with different power plasma power: 30 kw (a); 32 kw (b); 34 kw (c) and 35 kw (d); sem rys. 3. obrazy cząstek proszku wolframu po procesie sferoidyzacji przeprowadzonej przy różnych wartościach mocy plazmy: 30 kw (a); 32 (b); 34 kw (c) oraz 35 kw (d); sem the first type of processed material was untreated (as-delivered) tungsten powder (fig. 2a, b). the second material had been previously pre-treated by mechanical milling carried out in a planetary mono mill fritsch pulverisette 6 and followed by sieving under fraction 63 µm (fig. 2 c, d). for the vial and grinding medium 20 mm zro2 balls have been used. it was chosen in respect to milling station manufacturer suggestions [16]. powder morphology (shape and size) was analysed using sem zeiss evo ma25 with se, bse and edx detectors. sieving of the tungsten powder was done in a vibratory sieve shaker fritsch with a set of sieves according to standard requirements (pn-en 24497, iso 4497). results and discussion effect of the plasma power on spheroidisation first parameter, which was tested for defining optimal parameters for obtaining spherical/spheroidal particles, is the power of the plasma stream. tests were provided with plasma power: 30, 32, 34 and 35 kw. tests were performed on milled and sieved to under 63 µm fracture tungsten powder. gun-to-water distance was chosen as 750 mm between the head of plasma torch and cooler (container with cold water). quantity of tungsten powder particles with spherical shape was around 90%. most of those particles size was in the range between 40-60 µm. small defects on the surface of particles, like pores or cracks, can be seen (fig. 3). material technical clear tungsten powder with irregular shape of particles was used for this study. experiments were carried out on two types of tungsten powder (fig. 2). 33przegląd spawalnictwa vol. 87  11/2015 important issue that quantity of spherical particles is decreasing with decreasing plasma power from 35 kw to 32 and 30 kw. at the same time the quantity of defective particles or non-spheroidised particles are increased, especially during the process at 30 kw (fig. 4). fig. 4. images of defected particles: particle with irregular shape (left image); agglomerated (sintered) smal particles emerging in process at 30kw (right image); sem rys. 4. obrazy zdefektowanych cząstek proszku: cząstki o nieregularnym kształcie (po lewej); zaglomerowane (spieczone) niewielkie cząstki pojawiające się w procesie przy 30 kw (po prawej); sem fig. 5. images of the tungsten powder after plasma spheroidisation: received at 35 kw (a) and 30kw (c) processes without preliminary treatment; received at 35kw (b) and 30 kw (d) processes after preliminary milling and sieving; sem rys. 5. obrazy proszku wolframu po sferoidyzacji plazmowej: uzyskane w procesach przy 35 kw (a) oraz 30 kw (b) bez obróbki wstępnej; uzyskane w procesach przy 35 kw (a) oraz 30 kw (b) po wstępnym mieleniu i przesianiu; sem some trace particles were observed, which contain co, cr, fe and o and possibly appeared during process due to the contact of hard material (tungsten) with surfaces in the process chamber. the other reason for the appearing trace elements is the possibility of the presence of other particles from previous experiments with other materials. influence of thermal power in the range of 30-35 kw on the size of particles of preliminary treated tungsten powder was not observed in this experiment. effect of preliminary treatment of the powder on the size and spheroidisation for this test samples from untreated (as-delivered) powder and powder after milling and sieving under 63 µm fraction were prepared. two kinds of tests were provided at 35 kw and at 30 kw. both batches of samples were processed at 35 and 30 kw as presented in figure 5. spheroidisation of untreated tungsten powder (as-received) is characterized by low efficiency. it had an ultimately small quantity of spheroidised particles. very few of them seemed to be on the initial state of spheroidisation. however, most are still rectangular, the smallest one created agglomerations. gun-to-water distance [mm] images of processed powder particles after spheroidisation with different parameters plasma power [kw] state of powder 250 17 as-received 250 30 as-received 1000 30 as-received table i. influence of spheroidization process parameters (gun-to-water distance, plasma power and preliminary treatment of powder) on the treated powder grains shape tablica i. wpływ parametrów procesu sfereoidyzacji (odległości pomiędzy palnikiem a powierzchnią zbiornika przechwytującego proszek, mocy plazmy oraz wstępnej obróbki proszku) na kształt ziaren przetwarzanego proszku this occurrence was observed for both samples of as-received tungsten powder. which means that for a rectangular powder the difference in thermal power of 5 kw does not play an important role. process of spheroidisation is unsatisfied, and most particles remained in the previous shape or even create conglomerations. preliminary treated powder (by milling and sieving) allowed to obtain satisfying results even at 30 kw thermal power of plasma. effect of the gun-to-water surface distance on spheroidisation this kind of test provided experiments on the gun-towater distance. three distances were chosen: 250, 750 and 1000 mm. experiments were done at 17 and 30 kw. also, the synergetic effect of gun-to-water distance (for 750 and 1000 mm) and preliminary treatment of powder (as-delivered or after milling and following sieving) was tested. parameters and view of particles are summarized in table i. 34 przegląd spawalnictwa vol. 87 11/2015 gun-to-water distance [mm] images of processed powder particles after spheroidisation with different parameters plasma power [kw] state of powder 750 30 as-received 750 30 milled and sieved under 63 µm fraction table ii. table i (cont) influence of spheroidization process parameters (gun-to-water distance, plasma power and preliminary treatment of powder) on the treated powder grains shape tablica ii. tablica i (cd.) wpływ parametrów procesu sfereoidyzacji (odległości pomiędzy palnikiem a powierzchnią zbiornika przechwytującego proszek, mocy plazmy oraz wstępnej obróbki proszku) na kształt ziaren przetwarzanego proszku conclusions influence of plasma power. the high plasma power (>30 kw) is required for a sufficient spheroidisation process. the higher efficiency of this process is ensured by using prepared powder: milled and sieved under selected fraction. from the other side, the quantity of defected or non-spheroidised particles is increased, especially during the process at 30 kw. influence of plasma power in the range of 30-35 kw on the size of particles of preliminary treated tungsten powder was not observed in that experiment. influence of preliminary treatment of tungsten powder. powder after sieving has an isolated fraction range. also milling process unifies the powder. both of those factors have an ultimate influence on the processing results. both tests (at 30 and 35 kw) showed unsatisfied (low-efficient) result of spheroidisation for untreated (as-received) tungsten powder. the small gun-to-water distance (250 mm) gives particles higher kinetic energy at the water surface, in connection of this feature with the high power results in deformations of particles at contact with the water. the bigger gun-to-water distance (1000 mm) decreased the efficiency of the process. acknowledgments this research was financially supported by the national centre for research and development (no. pbs1/a5/12/2012). references [1] astm f2792-10. standard terminology for additive manufacturing technologies. [2] scott j., gupta n., weber c., newsome s., wohlers t., caffrey t., additive manufacturing: status and opportunities, science and technology policy institute, 2012. [3] wohlers t., wohler’s report: additive manufacturing and 3d printing, state of the industry, wohler’s associates inc., 2013. [4] khan m., selective laser melting (slm) of gold (au), phd thesis, loughborough university, uk 2010. [5] majewski t., badanie procesów modyfikacji plazmowej proszków w i re oraz mieszanek w-re, biuletyn wat, vol. lx, nr 2, 2011. [6] majewski t., dębski a., badania procesu sferoidyzacji proszku wolframu i molibdenu w strumieniu plazmy, biuletyn wat, vol. lvi, nr 3, 2007. [7] fauchais p., montavon g., bertrand g., from powders to thermally sprayed coatings, journal of thermal spray technology, 2010, volume 19, issue 1-2, pp. 56-80. [8] wrona a., sejda-leszczyńska k., lis m., czepelak m., mazur j., bilewska k., woch m., chmielarz a., staszewski m., osadnik m., sferyczne proszki ze stopów renu z kobaltem i niklem, rudy i metale nieżelazne, 2013, numer 12, s. 828-834. [9] woch m., missol w., lis m., ksieżarek s., badania instytutu metali nieżelaznych nad wykorzystaniem renu w przetwórstwie metali nieżelaznych, rudy i metale nieżelazne, 2011, numer 5, s. 266-271. [10] kurzynowski t., chlebus e., kużnicka b., reiner j. parameters in selective laser melting for processing metallic powders, proceedings of spie – the international society for optical engineering, 8239, art. no. 823914. isbn: 978-081948882-4, doi: 10.1117/12.907292 [11] leżański j., proszki metali i wysokotopliwych faz. metody wytwarzania, wydawnictwa agh, kraków 1994. [12] majewski t., investigation of w-re-ni heavy alloys produced from plasma spheroidized powders, solid state phenomena vol. 199 (2013), pp 448-453. doi: 10.4028/www.scientific.net/ssp.199.448. [13] boulos m., plasma power can make better powders, metal powder report, vol. 59, issue 5, may 2004, p. 16-21. doi:10.1016/s00260657(04)00153-5. [14] majewski t., modification of w and re powders by plasma technique, solid state phenomena vol. 165 (2010), pp. 130-135. [15] majewski t., research of spheroidization processes of w-re powders, solid state phenomena vol. 199 (2013), pp. 490-495. [16] planetary mono mill, pulverisette 6. access link http://www.asi-team.com/asi%20team/fritsch/fritsch%20data/pulverisette6-1.pdf [17] a. lawley, atomization: the production of metal powders, mpif, princeton, nj, usa, 1992. [18] m. entezarian, f. allaire, p. tsantrizos ph.d., r. a. l. drew ph.d., plasma atomization: a new process for the production of fine, spherical powders, jom, volume 48, issue 6 (1996), pp 53-55. [19] huiping li, xucheng d.., prediction of powder particle size during centrifugal atomisation using a rotating disk, science and technology of advanced materials, volume 8, issue 4, (2007), pp. 264-270. [20] minagawa k., kakisawa h., osawa y., takamori s., halada k., production of fine spherical lead-free solder powders by hybrid atomization, science and technology of advanced materials, volume 6, issues 3–4, april–may 2005, pp. 325-329. [21] wrona, a. leszczyńska-sejda, k. lis, m. benke, g. czepelak, m. anyszkiewicz, k. mazur, j. bilewska, k. chmielarz, a. woch, m. staszewski, m. osadnik, m. orłowska-buzek, ł. kozub, k. gambal, p. satora, w. spherical powders of rhenium-based alloys with cobalt and nickel, rudy i metale nieżelazne, r. 58/ 12 (2013), pp. 828-834. 201312_pspaw_25gt.pdf 25przegląd spawalnictwa 12/2013 tomasz babul sylwester jończyk tadeusz samborski sylwia włodarczyk wykrywanie niejednorodności materiału i lokalnych zmian mikrostruktury metodą prądów wirowych detection of heterogeneity and local microstructure  changes using eddy current method  r hab. inż. tomasz bab , mgr inż. sy wester ończyk, mgr inż. sy wia łodarczyk, tade sz samborski – instytut mechaniki precyzyjnej, warszawa. abstract numerical simulations play an increasingly important role in nondestructive testing. they are widely used for the development of testing methods to confirm their effectiveness. their main purpose is to support the analysis and interpretation of the research results. the paper shows the possibilities of ultrasonic testing modeling on immersion testing of composite test piece example. in the component made of carbon-epoxy composite, intentionally created defects are located. the defects were made by lamination of thin, flat, rectangular teflon inserts of known dimensions. the ultrasonic immersion tests of the component are compared with the results of simulations carried out for the created numerical model. the results showed the high value of the numerical simulation. streszczenie celem badań było określenie możliwości wykrywania lokalnych różnic we właściwościach części wykonanych ze stali 40hnma, spowodowanych obróbką cieplną, obróbką powierzchniową oraz miejscowymi przypaleniami szlifierskimi. zmiany te mają istotny wpływ na trwałość wyrobów, zwłaszcza kół zębatych. zastosowano układ pomiarowy nowej generacji: wirotest 302 oraz sondy o zróżnicowanej częstotliwości nominalnej od 250 khz do 2 mhz. dokonano oceny wpływu zmian strukturalnych, stanu powierzchni, a także obecności pęknięć na charakterystyki wiroprądowe. badania potwierdziły także skuteczność wykrywania lokalnych zmian mikrostruktury spowodowanych przypaleniami szlifierskimi. wyniki badań zweryfikowano przez pomiar mikrotwardości i chropowatości st p wskazania wirotestu sygnalizują miejsca wadliwe w dwojaki sposób: albo jako impuls wskazań w miejscu uszkodzenia (pęknięcia), albo odchylenie wskazań od wartości przyjętej za prawidłową, np. od odczytu dla sąsiednich powierzchni (metoda porównawcza). w przypadku materiałów magnetycznych struktura i twardość wpływają silniej na przenikalność magnetyczną niż na przewodność, toteż dla celów kontroli struktury i twardości wirotest 302 jest szczególnie przydatny. o możliwości uzyskiwania pożądanych głębokości wnikania decydują tu nie tylko właściwości badanego materiału i zastosowana częstotliwość pomiarowa, ale także konstrukcja miernika i sond pomiarowych [1, 2]. celem pomiarów było wykrycie lokalnych różnic właściwości części wykonanych ze stali niskostopowej, spowodowanych obróbką cieplną, wadami chropowatości powierzchni oraz miejscowymi przypaleniami szlifierskimi, które mają istotne znaczenie dla trwałości wyrobów, zwłaszcza kół zębatych [3, 4]. 26 przegląd spawalnictwa 12/2013 akres badań przedmiotem badań była ocena wpływu zmian strukturalnych, chropowatości powierzchni i przypaleń szlifierskich, a także obecności pęknięć na charakterystyki wiroprądowe. wykonano również pomiary mikrotwardości i chropowatości badanych próbek. jako materiały do badań zostały wykorzystane walce ze stali 40hnma o wymiarach ø44 x 500 mm. po hartowaniu zostały one poddane odpuszczaniu w czasie 2 h w temperaturze: 430°c – twardość po odpuszczaniu 45 hrc, 490°c – twardość po odpuszczaniu 40 hrc, 540°c – twardość po odpuszczaniu 35 hrc. z walców tych wycięto próbki o średnicy 44 mm, wysokości 30 mm, po 4 próbki dla każdej temperatury odpuszczania. próbki oznaczano symbolem temperatury odpuszczania: a 430, b 450, c 540. przedmiotem prac było oznaczanie: – zależności wielkości sygnału wirotestu od temperatury odpuszczania, – zależności wielkości sygnału wirotestu od twardości, – zależności wielkości sygnału wirotestu od chropowatości powierzchni, – wpływu lokalnych zmian mikrostruktury spowodowanych przypaleniami szlifierskimi na wykrywalność pęknięć. yniki badań etodyka badań zastosowano układ pomiarowy: wirotest 302 oraz sondy o zróżnicowanej częstotliwości nominalnej od 250 khz do 2 mhz. konstrukcja sond i uchwytów umożliwiała utrzymanie stałej odległości 0,05 mm od powierzchni badanej. a eżno sygnał irotest od temperat ry odp szczania i twardo ci materiał jak wiadomo, procesy odpuszczania powodują obniżenie twardości materiału. w tym celu wykonano oznaczenia mikrotwardości badanych próbek kontrolnych. pomiary wykonywano twardościomierzem struers durascan 70 – metodą vickersa hv0,2. pomiar hv0,2 metodą s1 wykonywano w odległości od 0,075 mm do 3,0 mm od krawędzi zewnętrznej. w pomiarze hv0,2 metodą s2 punkty pomiarowe rozmieszczono na całej powierzchni próbki badanej. wyniki pomiarów przedstawiono na wykresie (rys. 1). twardość badanych próbek w obszarze od 0,075 mm do 3,0 mm od krawędzi (metoda s1) jest wyższa, niż średnia z siedmiu pomiarów wykonanych na całej powierzchni próbek (met. s2). na rysunku 2 przedstawiono wyniki oznaczeń zależności sygnału wirotestu od temperatury odpuszczania próbek kontrolnych. rys. 1. zależność twardości badanych próbek od temperatury odpuszczania rys.1. dependency of the hardness of measured samples from the tempering temperature rys. 2. zależność sygnału wirotestu od temperatury odpuszczania próbek kontrolnych ig. 2. dependency of the signal of wirotest from the tempering temperature rys. 3. zależność sygnałów wirotestu od mikrotwardości (met.s1) ig. 3. dependency of the signal of wirotest from the microhardness rys. 4. zależność sygnałów wirotestu od mikrotwardości (metoda s2) skala odwrotna. ig. 4. dependency of the signal of wirotest from the microhardness 27przegląd spawalnictwa 12/2013 ze wzrostem temperatury odpuszczania sygnał wirotestu maleje od 0 do –80. na rysunkach 3 i 4 przedstawiono zależność sygnałów wirotestu od mikrotwardości próbek kontrolnych. pomiary wykonywano sondami o różnej częstotliwości nominalnej. ze wzrostem twardości od 382 do 470 hv0,2 sygnał wirotestu rośnie od – 80 do 0. w obu seriach pomiarowych dla sondy 0,5 mhz ta zależność ma charakter prostoliniowy. we wszystkich pomiarach sygnał wirotestu jest odwrotnie proporcjonalny do temperatury odpuszczania i wprost proporcjonalny do wzrostu twardości. stwierdzono, że sonda 250 khz ma najkorzystniejszą charakterystykę. zależność sygnału wiroprądowego od temperatury odpuszczania ma tu charakter prostoliniowy. również sygnały od zmiany twardości są najwyraźniejsze. a eżno sygnał w irotest od chropowato ci powierzchni pomiary chropowatości wykonano na próbkach kontrolnych: po 1 szt. z każdego walca. próbki kontrolne oznaczano symbolem temperatury odpuszczania: 4300c, 4800c, 5400c. przed pomiarem powierzchnie tzw. awers – polerowano, powierzchnie tzw. rewers – piaskowano. pomiary chropowatości wykonano miernikiem chropowatości mitutoyo sj 201. oznaczenie rodzaju powierzchni i temperatury odpuszczania parametr, μm ra ry5 rq polerowana – 4300c 0.04 0,74 0,07 piaskowana – 4300c 4,42 28,55 5,62 polerowana – 4900c 0,05 0,76 0,07 piaskowana – 4900c 4,62 28,77 6,00 polerowana – 5400c 0,05 0,42 0,06 piaskowana – 5400c 5,75 33,51 7,19 tab ica i. wyniki pomiarów chropowatości próbek kontrolnych tab e i. the roughness measurement results of control samples rys. 5. wpływ zmiany chropowatości i temperatury odpuszczania na sygnał wirotestu. ig. 5. effect of roughness change and tempering temperature on the signal of wirotest w tablicy i zamieszczono wyniki pomiarów twardości próbek kontrolnych. na rysunku 5 przedstawiono wyniki średnie (5 serii, rozrzut rzędu 1-2 jednostek) pomiarów wiroprądowych próbek o różnej temperaturze odpuszczania i różnym stanie powierzchni. sygnał wiroprądowy w pomiarach sondami o różnej częstotliwości nominalnej ze wzrostem chropowatości bardzo wyraźnie maleje. dla wszystkich trzech temperatur odpuszczania różnice sygnałów między powierzchnią polerowaną a piaskowaną są wyraźne i dla danej sondy takie same. największe różnice stwierdzono w pomiarach sondą 2 mhz.: 80 jednostek dla każdej temperatury odpuszczania. badanie oka nych zmian mikrostr kt ry spowodowanych przypa eniami sz ifierskimi pomiary prowadzono na próbkach z nacięciami wykonanymi metodą elektroiskrową. głębokość nacięcia – 2 mm, szerokość – 0,25 mm, długość – 3 mm. pomiary wykonywano sondami o różnej częstotliwości znamionowej. położenie miejsc pomiarowych pokazano na rysunku 6. w tablicy ii zestawiono przykładowe wyniki pomiarów. z porównania wyników pomiarów dla miejsc oznaczonych symbolem 1 oraz symbolami 2 i 3 tab ica ii. wyniki pomiarów wiroprądowych na powierzchniach próbek z nacięciami 2,0 mm tab e ii. effect of roughness change and tempering temperature on the signal of wirotest nr próbki częstotliwość nominalna sondy głębokość nacięcia 2 mm miejsce 1 miejsce 2 miejsce 4 miejsce 3 wzorc. przypalenie nacięcie 2 mm przypalenie a 430°c 250 khz 0 – 27 + 116 – 30 0,5 mhz 0 – 17 > + 127 – 8 1,0 mhz 0 – 16 > + 127 – 4 b 490°c 250 khz 0 – 20 > + 127 – 21 0,5 mhz 0 – 13 > + 127 – 7 1,0 mhz 0 – 23 > + 127 – 5 c 540°c 250 khz 0 – 49 > + 127 – 35 0,5 mhz 0 – 31 – 66 – 22 1,0 mhz 0 – 7 >+127 7 28 przegląd spawalnictwa 12/2013 rys. 6. rozmieszczenie miejsc pomiarowych na powierzchni próbki z nacięciem: 1 – powierzchnia wzorcowa – bez zmian, 2, 3 – powierzchnie z przypaleniami, 4 – nacięcie ig. 6. the arrangement of measuring points on the surface of the sample with incision. 1 – surface without changes, 2, 3 – surfaces with burns, 4 – incision tab ica iii. wyniki pomiarów mikrotwardości próbki b 490°c z nacięciem 2,0 mm tab e iii. the microhardness measurement results of the sample b 490°c with 2.0 mm incision odległość od nacięcia, mm 0,039 0,060 0,011 0,180 0.999 1,999 2,990 3,999 4,997 twardość, hv0,2 386 405 409 421 426 442 433 446 431 wyraźnie widoczne jest obniżenie sygnału wiroprądowego w porównaniu z powierzchnią odniesieniawzorcową (sygnał wiro = 0) spowodowane obniżeniem twardości (rys. 3), efektem przypaleń szlifierskich. sygnały od nacięć (miejsca nr 4) są dodatnie, jak w pomiarach bez przypaleń. różnica jest znacząca, co pozwala wnioskować o możliwości równoczesnej wykrywalności przypaleń i pęknięć. potwierdzeniem tego jest zmiana mikrotwardości w pobliżu nacięcia. w tablicy iii przedstawiono przykładowe wyniki pomiarów mikrotwardości próbki b 490°c. pomiary wykonywano punktowo, w odległości od 0,029 mm do 4,997 m od krawędzi nacięcia. oznaczone zmiany mikrotwardości od 386 hv0,2 przy krawędzi do 442-431 hv0,2 w odległości 4,99 mm potwierdzają zmiany mikrostruktury wykryte metodą wiroprądową, sondą o ograniczonym polu widzenia. pods mowanie 1. zastosowano układ pomiarowy: wirotest 302 oraz sondy o zróżnicowanej częstotliwości nominalnej od 250 khz do 2 mhz. 2. stwierdzono możliwość oceny wpływu temperatury odpuszczania, zmian twardości i zmian chropowatości na sygnały wiroprądowe. 3. powyższe zależności zweryfikowano pomiarami mikrotwardości i chropowatości. 4. stwierdzono możliwość jednoznacznego wykrywania lokalnych zmian mikrostruktury spowodowanych przypaleniami szlifierskimi przy równoczesnej wykrywalności pęknięć. literat ra [1] babul t., jończyk s.: wybrane aspekty badania kół zębatych metodą prądów wirowych. przegląd spawalnictwa ,vol.lxxxiv, nr 13/12, s.12-15, 2012. [2] babul t., jończyk s., samborski t., włodarczyk s.: zastosowanie wirotestów do kontroli kół zębatych. mat. 40 kkbn. warszawa 2011. [3] zaborowski t.: zjawiska fizyczne wpływające na naprężenia własne w technologicznej warstwie wierzchniej. mat. konf. ww 11,warszawa 2011 s. 204. [4] dybiec m., dybiec cz., włodarczyk s., kozłowska a.: control effects by shot peening with application of the eddy current method. 15th wcndt, roma 2000. r badania realizowano w ramach projektów: po ig 1.1.2 „opracowanie techniki kontroli wiroprądami struktury, naprężeń i wad w lotniczych kołach zębatych zahartowanych indukcyjnie oraz ncbir innotech165/12012,lowir: zastosowanie i wdrożenie prądów wirowych do badania i wykrywania wad materiałowych na częściach lotniczych wirujących. 00 referaty ps 10 2017 www 56 przegląd  spawalnictwa vol. 89 10/2017 porównanie właściwości mechanicznych   powłok natryskiwanych plazmowo   proszkowo i z zawiesin comparison of mechanical properties of the plasma sprayed coatings by powder and suspension mgr inż. monika michalak, dr inż. leszek łatka, dr inż. paweł sokołowski – politechnika wrocławska. autor korespondencyjny/corresponding author: leszek.latka@pwr.edu.pl streszczenie w artykule zestawiono dwie metody natryskiwania plazmowego (proszkowego oraz z zawiesin) oraz dokonano porównania wybranych właściwości mechanicznych. materiałem na powłoki był tlenek cyrkonu stabilizowany tlenkiem itru. powłoki zostały naniesione ze zbliżonymi parametrami. wyznaczenie właściwości mechanicznych obejmowało: pomiary twardości instrumentalnej, określenie modułu sprężystości podłużnej, wyznaczenie odporności na kruche pękanie (kic) oraz wykorzystanie metody iit (ang. interface. indentation. test) w celu określenia wrażliwości powłok do delaminacji. otrzymane wyniki wykazały przewagę parametrów użytkowych powłok natryskanych z zawiesin. słowa kluczowe: natryskiwanie plazmowe; proszek; zawiesina; powłoka; test indentacji; odporność na kruche pękanie abstract in this work the two methods of plasma spraying have been compiled (powder and suspension ones) and a comparison of selected mechanical properties was made. feeding material was yttria stabilized zirconia. the coatings were obtained with similar parameters. the studies of mechanical properties included: hardness measurements by instrumented indentation tests, investigations of elastic modulus, calculation of fracture toughness (kic) and an ability of coatings delamination investigations by interface indentation test, iit. obtained results proved advantage of utility parameters of the coatings sprayed by suspension. keywords:  plasma spraying; powder; suspension; coating; indentation test; fracture toughness wstęp powłoki ceramiczne, które m.in. stosuje się jako odporne na zużycie ścierne, powinny charakteryzować się przede wszystkim wysoką twardością. jednak w przypadku, gdy istotna jest również wysoka odporność na erozję, należy uwzględnić odporność na propagację pęknięć [1,2]. podczas gdy pomiary twardości powłok są znormalizowane i ich metodologia od lat jest dobrze poznana, to wyznaczenie odporności na kruche pękanie jest kwestią złożoną [3]. nie można bowiem przenieść metodologii z materiałów litych na układy dwuwarstwowe, tj. powłoka-podłoże. w celu określenia odporności na kruche pękanie powłok zaproponowano różne metody, jednak najczęściej stosowaną jest tzw. vickers.indentation.toughness, vit [4], czyli wyznaczanie odporności na pękanie przy pomocy indentacji z wykorzystaniem wgłębnika vickersa. ponadto, w układach powłoka-podłoże bardzo istotną kwestią jest określenie skłonności do delaminacji, która również bazuje na zastosowaniu indentacji wgłębnikiem vickersa [5,6]. monika michalak, leszek łatka, paweł sokołowski przeglad welding technology review w prezentowanej pracy przeprowadzono badania wybranych właściwości mechanicznych, w tym wyznaczono oraz porównano ze sobą odporność na kruche pękanie ceramicznych powłok natryskanych plazmowo z proszku oraz z zawiesin. materiały i metody powłoki zostały naniesione przy pomocy palnika plazmowego sg-100 (praxair) na podłoża stalowe x5crni18-10 (wg pn-en iso 10088 [7]), które wcześniej przygotowano poprzez obróbkę strumieniowo-ścierną. w obu przypadkach materiałem powłoki był tlenek cyrkonu stabilizowany tlenkiem itru (8% wag.), ysz (ang. yttria. stabilized. zirconia). jednak dla natryskiwania plazmowego proszkowego, pps (ang. powder.plasma.spraying) średnia wielkość cząsteczek proszku wynosiła d50 = 52 μm. na potrzeby procesu natryskiwania plazmowego z zawiesin, sps (ang. suspension.plasma.spraying), doi:.http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v89i10 .819 57przegląd  spawalnictwa vol. 89 10/2017 proszek został zmielony w młynie kulowym, a średnia wielkość cząsteczek proszku została zmniejszona do d50 = 0,8 μm. szczegóły dotyczące metody sps można znaleźć np. w [8,9]. parametry natryskiwania obu metod zestawiono w tablicy i. po wytworzeniu powłok, próbki zostały przecięte oraz zainkludowane w żywicy, a następnie zgłady poddano szlifowaniu i polerowaniu. wytrzymałości na trójpunktowe zginanie belki z naciętym karbem o określonej geometrii (tzw. próbka senb) [15]. w celu ujednolicenia wyników z takiej próby należy przeprowadzić badania na ok. 10 próbkach, których przygotowanie jest bardzo pracochłonne oraz kosztowne. ponadto jest to metoda dobrze opisująca zachowania materiału litego a nie układu powłoka-podłoże. w związku z powyższym zaproponowano alternatywną metodę polegającą na bezpośrednim pomiarze długości spękań, które powstały w narożach odcisku powstałego po wgłębniku vickersa (rys. 2). oprócz długości spękania dokonuje się również pomiarów przekątnej wgłębienia. jest to tzw. obserwacja palmqvista, który zauważył, że długość spękań ma związek z wartością kic [16]. w odróżnieniu od procedury opisanej w [17] jest to metoda o wiele mniej złożona i szyb sza oraz niewymagająca przygotowywania próbek o dużych wymiarach. rys.  1.  typowa krzywa w układzie siła-zagłębienie penetratora otrzymana podczas testu indentacji [12] fig. 1. typical force-indentation depth curve obtained in an instrumented indentation test [12] rys. 2. geometria i przekrój pionowy spękań wokół odcisku vickersa: a) spękania środkowe, b) spękania palmqvista [13] fig. 2. geometry and vertical section of cracks around vickers print: a) radial-median mode, b) palmqvist mode [13] tablica i. oznaczenie próbek oraz parametry natryskiwania table i. sample labelling and spraying parameters próbka moc elektryczna,   kw odległość  natryskiwania, mm prędkość  palnika,  mm/s wydatek  gazów  plazmotwórczych,  l/min pps 38 100 500 ar/h2 = 45/5 sps 40 50 metoda mikroindentacji w metodzie mikroindentacji możliwe do określenia są twardość oraz moduł sprężystości podłużnej na podstawie analizy krzywej w układzie siła – zagłębienie penetratora (rys. 1). jest to metodologia bardzo pomocna przy badaniach powłok. najczęściej stosuje się wgłębnik vickersa, choć można również używać wgłębnika berkovicha. metodyka określania wartości twardości oraz modułu younga została podana przez oliviera i pharra [10]. szczegóły dotyczące tej metodologii zostały opisane w [11]. odporność na kruche pękanie odporność na kruche pękanie jest bardzo istotnym parametrem dla materiałów ceramicznych oraz jednym z kryteriów ich przydatności w zastosowaniach inżynierskich. zasadniczo jest ona określana przez podanie stałej materiałowej kic – krytycznej wartości współczynnika koncentracji naprężeń [13]. jej eksperymentalne wyznaczenie odbywa się wg normy pn-87 h-04335 [14] i polega na określeniu charakter spękania zależy przede wszystkim od rodzaju materiału oraz przyłożonego obciążenia. w przypadku materiałów mających niską wartość odporności na kruche pękanie obserwuje się radialne spękania wychodzące z naroży odcisku oraz spękania środkowe. z kolei materiały mające wyższą odporność na kruche pękanie wykazują powstanie spękań palmqvista w przypadku zastosowania mniejszych obciążeń. natomiast dla większych są to spękania środkowe [15,17,18]. najczęściej stosowanym sposobem identyfikacji rodzaju spękań jest kryterium uwzględniające stosunek długości l/a (rys. 2). gdy wartość powyższej zależności mieści się w przedziale od 0,1 do 1,5 [13], wówczas wartość kic wyznacza się z modelu niihary [19]: (1) gdzie: h – twardość vickersa [mpa], e – moduł sprężystości younga [mpa], 2a – przekątna wgłębienia [m], l – średnia długość spękań [m]. natomiast w przypadku gdy zależność l/a > 1,5 [13] stosuje się wzór anstisa [20]: (2) gdzie: c = a+l – całkowite spękanie [m], p – obciążenie wgłębnika [n]. pmax s hmhchr obciążenie odciążenie a) b) spękania środkowe spękania palmqvista 2a 2c 2a c l 58 przegląd  spawalnictwa vol. 89 10/2017 w przypadku, gdy wartość l/a > 1,0 istnieje duże prawdopodobieństwo, że spękania będą miały charakter mieszany. wówczas należy określić wartość kic za pomocą obydwu wzorów i wybrać wyższą wartość. nie generuje to znacznych błędów, ponieważ dla materiałów kruchych i tak są to wartości o 10÷15% niższe, niż te uzyskane w metodzie trójpunktowego zginania próbki z karbem (senb) [15,18]. metoda interfacial indentation test metoda indentacji początkowo była stosowana jedynie dla kruchych materiałów litych. jednak prostota zarówno przygotowania próbki, jak i przeprowadzenia badania spowodowała, że zaczęto jej używać również dla określenia odporności na kruche pękanie na styku powłoki z podłożem [5,6,21]. zagłębianie ostrosłupa vickersa na styku pomiędzy powłoką a podłożem skutkuje inicjacją oraz propagacją pęknięć w płaszczyźnie styku (rys. 3). badania przeprowadza się poprzez pomiary długości powstałych pęknięć jako funkcji przyłożonego obciążenia, a następnie obliczenia pozornej odporności styku. zauważono, że zależność pomiędzy długością pęknięcia a przyłożoną siłą jest liniowa (w podwójnej skali logarytmicznej), podobnie jak zależność pomiędzy połową przekątnej odcisku a obciążeniem. przecięcie się tych dwóch prostych daje punkt o wartościach tzw. krytycznej siły (pc) powodującej najkrótsze pęknięcie (cc) na styku powłoka-podłoże [5]. rys. 3. schemat badania metodą iit (indentacji stykowej) [22] fig. 3. scheme of an interfacial indentation test [22] rys. 4. przekrój poprzeczny próbek natryskiwanych plazmowo: a) proszkowo (pps), b) z zawiesin (sps) fig. 4. section of plasma sprayed samples: a) powder (pps), b) suspension (sps) bazując na licznych modelach odporności na kruche pękanie materiałów litych w pracy [4,5] zaproponowano zmodyfikowaną zależność oryginalnie wprowadzoną przez anstis’a [20]: (3) gdzie: e – moduł sprężystości [gpa], h – twardość vickersa [gpa]. z kolei relacja pomiędzy modułem sprężystości a twardością dla styku powłoka-podłoże przedstawia się następująco [5]: (4) gdzie indeksy i, s oraz c odnoszą się odpowiednio do styku, podłoża oraz powłoki. wyniki i dyskusja budowa powłok natryskanych plazmowo z proszków i zawiesin w dość istotny sposób różniła się między sobą. na rysunku 4a można zauważyć charakterystyczną mikrostrukturę powłok dla procesu natryskiwania cieplnego. występują pęknięcia, porowatość oraz pustki. natomiast sama powłoka zbudowana jest z dobrze przetopionych i równolegle względem siebie osadzonych lamelli. z kolei rysunek 4b przedstawia powłokę natryskaną z zawiesin. widoczne są dłuższe pęknięcia spowodowane większym oddziaływaniem cieplnym (mniejsza odległość natryskiwania) oraz znacznie większa porowatość, choć wielkość pojedynczych porów jest zdecydowanie mniejsza niż dla powłok natryskiwanych proszkowo (pps). porowatość powłok została określona na podstawie analizy obrazu z wykorzystaniem oprogramowania imagej. wykonano po 10 zdjęć dla każdej powłoki za pomocą mikroskopu skaningowego, a następnie na ich podstawie określono wartości porowatości. wyniosły one odpowiednio 9,0 ± 0,6% dla próbki pps oraz 28,7 ± 2,2% dla próbki sps. pęknięcie stykowe wgłębnikp podłoże powłoka 59przegląd  spawalnictwa vol. 89 10/2017 moduł sprężystości e oraz twardość h natryskanych powłok wyznaczono instrumentalną metodą wciskania wgłębnika zgodnie z normą pn-en iso 14577-4 [23] przy zastosowaniu penetratora vickersa. wykonano 10 pomiarów przy obciążeniu wynoszącym 1 n. wyniki zebrano w tablicy ii. jak można zauważyć, powłoka natryskana z zawiesin charakteryzuje się wyższą twardością oraz większym modułem younga. wynika to z rozdrobnienia ziaren wyjściowego proszku, co pociąga za sobą poprawę właściwości mechanicznych powłok otrzymanych metodą sps w stosunku do tych natryskanych konwencjonalną techniką proszkową (pps). w celu określenia wartości współczynnika odporności na kruche pękania (kic) dla powłok natryskanych plazmowo proszkowo oraz z zawiesin wykonano 10 odcisków w każdej próbce pod obciążeniem p = 4,9 n. przykładowy odcisk w natryskanej powłoce przedstawia rysunek 5. następnie zmierzono długość spękań (c) oraz połowę odcisku (a) i obliczono parametr kic wg modelu niihary oraz anstisa. wartości zestawiono w tablicy iii. tablica  ii. średnie wartości twardości oraz modułu sprężystości natryskanych powłok table ii. average values of hardness and elastic modulus of sprayed coatings tablica iii. porównanie wartości kic natryskanych powłok wg modelu niihary oraz anstisa table iii. comparison of kic values for sprayed coatings according to niihara and anstis models próbka hv, gpa e, gpa pps 1,78 ± 0,10 58,63 ± 1,94 sps 2,15 ± 0,12 84,24 ± 2,33 próbka model niihary  kic, mpa/m1/2 model anstisa  kic, mpa/m1/2 pps 1,260 ± 0,160 1,666 ± 0,301 sps 1,463 ± 0,193 1,810 ± 0,360 rys. 5. przykładowy odcisk vickersa w powłoce pps fig. 5. exemplary vickers indent in the pps coating rys. 7. długość pęknięcia stykowego w funkcji przyłożonego obciążenia dla powłoki sps fig. 7. interface crack length as a function of applied load for sps coating rys. 6. porównanie wyników dla różnych modeli określenia wartości kic fig. 6. comparison of the results for different models to define kic value wyższe wartości kic dla powłoki sps wynikają z nieco krótszych pęknięć oraz większej wartości ilorazu e/h, który opisuje pole naprężeń szczątkowych. w toku rozwoju mechaniki pękania oraz stosowania indentacji z wgłębnikiem vickersa opracowano ponad 20 modeli uwzględniających różne typy spękań. w prezentowanej pracy spękanie miały charakter środkowy i radialny. dla tego typu spękań najczęściej wykorzystywane modele w celu określenia wartości kic, oprócz modelu anstis’a to: niihary-moreny-hasselman’a (n-m-h), lauginer’a oraz casselas’a [24]. różnią się one między sobą wartością współczynnika charakteryzującego pole naprężeń szczątkowych wokół odcisku vickersa, czyli stałą kalibracyjną ξ oraz różnych wartości wykładnika ilorazu e/h [25]. wartości kic wyznaczone wg najczęściej stosowanych zależności zestawiono na rysunku 6. miarą skłonności do delaminacji powłoki od podłoża w metodzie iit jest również wyznaczenie wartości kic, na podstawie zależności (3) i (4), jednak w tym celu należy określić tzw. krytyczną wartość siły (pc) oraz krytyczną wielkość pęknięcia (cc). na rysunku 7 zamieszczono wyniki pomiarów długości pęknięć oraz połowy przekątnej odcisku w funkcji siły dla powłoki sps. następnie wyznaczono wartości kic dla obu powłok. wyniosły one odpowiednio: 1,874 mpa/m1/2 dla próbki sps oraz 1,195 mpa/m1/2 dla próbki pps. wynika to z krótszych pęknięć stykowych oraz nieco mniejszych odcisków powstałych w próbce sps. k ic  [m p a/ m 1/ 2 ] anstis n-h-m lauginer casselas sps pps 3,5 3,0 2,5 2,0 1,5 1,0 0,5 0,0 ln(p) ln(c) ln(a) y=0,7235x+2,9244 r2=0,9877 r2=0,9944 y=0,5663x+2,3769 ln (c ); ln (a ) 60 przegląd  spawalnictwa vol. 89 10/2017 wnioski  przeprowadzone badania wybranych właściwości mechanicznych powłok ceramicznych natryskanych plazmowo wykazały, że: – powłoki natryskane plazmowo z zawiesin (sps) charakteryzowały się znacznie większą porowatością niż te natryskane plazmowo z proszków (pps); – powłoki natryskane metodą sps pomimo ponad trzykrotnie większej porowatości charakteryzowały się większą wartością modułu younga oraz wyższą twardością; – wykorzystanie metodologii stosującej propagację pęknięcia od naroży odcisku vickersa przyniosło porównywalne wartości; – zauważono większą tendencję do powstawania spękań środkowych i radialnych niż palmqvista; – niezależnie od użytego modelu lepszą odpornością na kruche pękanie charakteryzowały się powłoki natryskane metodą sps. ponadto, w próbie określenia skłonności do delaminacji powłoki (próba iit), udowodniono mniejszą skłonność do rozwarstwiania próbki sps (większa wartość kic). można to tłumaczyć rozdrobnioną strukturą w tej powłoce oraz znacznie mniejszym rozmiarem porów (tzw. mikroporowatość). przeprowadzone.badania.były.finansowane.przez.narodowe.centrum.nauki,.projekt.sonata.(umo/2013/11/d/st8/03400) literatura [1] erickson l.c., hawthorne h.m., troczyński t.: correlations between microstructural parameters, micromechanical properties and wear resistance of plasma sprayed ceramic coatings, wear, vol. 250, 2001, pp. 569-575. [2] holmberg k., matthews a.: coatings tribology, amsterdam, elsevier, 1998. [3] houdkova s., kasparova m.: experimental study of indentation fracture toughness in hvof sprayed hardmetal coatings, engineering fracture mechanics, vol. 110, 2013, pp. 468-476. [4] chicot d., duarte g., tricoteaux a., jorgowski b., leriche a., lasage j.: vickers indentation fracture (vif) modeling to analyze multi-cracking toughness of titania, alumina and zirconia plasma sprayed coatings, materials science engineering a, vol. 527, 2009, pp. 65-76. [5] chicot d., demarecaux p., lesage j.: apparent interface toughness of substrate and coating couples from indentation test, thin solid films, vol. 283, 1996, pp. 151-157. [6] demarecaux p., chicot d., lesage j.: interface indentation test for the determination of adhesive properties of thermal sprayed coatings, journal of materials science letters, vol. 15 (16), 1996, pp. 1377-1380. [7] pn-en iso 10088-1:2014-12: stale odporne na korozję – część 1: wykaz stali odpornych na korozję. [8] sokołowski p., łatka l., ambroziak a.: badania mikrostruktury oraz wybranych właściwości powłok stabilizowanego tlenku cyrkonu wytwarzanych metodą natryskiwania plazmowego z zawiesin, przegląd spawalnictwa, vol. 86 (6), 2014, s. 48-54. [9] sokołowski p., łatka l., kozerski s.: nowe możliwości wytwarzania powłokowych barier cieplnych metodą natryskiwania plazmowego z zawiesin, przegląd spawalnictwa, vol. 87 (3), 2015, s. 40-47. [10] olivier w.c., pharr g.m.: an improved technique for determining hardness and elastic modulus using load and displacement sensing indentation experiments, journal of materials research, vol. 7, 1992, pp. 1564-1583. [11] łatka l., kozerski s., pawłowski l., chicot d.: właściwości mechaniczne powłok hydroksyapatytu natryskiwanych plazmowo z zawiesin, przegląd spawalnictwa, vol. 84 (9), 2012, s. 73-78. [12] chicot d., tricoteaux a.: mechanical properties of ceramics by indentation: principle and applications, in: ceramic materials, ed. w. wunderlich, pp. 115-153. [13] pędzich z., piekarczyk j., stobieralski l., szutkowska m., walat e.: twardość vickersa i odporność na kruche pękanie wybranych kompozytów ceramicznych, kompozyty, vol. 3 (7), 2003, s. 296-300. [14] pn-87 h-04335: metoda badania odporności na pękanie w płaskim stanie odkształcenia, 1987. [15] pampuch r.: materiały ceramiczne, warszawa, pwn, 1988. [16] palmqvist s.: occurence of crack formation during vickers indentation as a measure of the toughness of hard metals, arch. eisenhuttenwes., vol. 33 (6), 1962, pp. 629-633. [17] blicharski m.: inżynieria materiałowa, warszawa, wnt, 2014. [18] munz d., felt t.: ceramicy: mechanical properties, failure behaviour, materials selection, berlin, heidelberg, new york, springer yerlag, 1999. [19] niihara k.: a fracture mechanics analysis of indentation-induced palmqvist crack in ceramics, journal of materials science letters, vol. 2, 1983, pp. 221-223. [20] anstis g.r., chantikul p., lawn b.r., marshall d.b.: a critical evaluation of indentation techniques for measuring fracture toughness: i, direct crack measurements, journal of the american ceramic society, vol. 64 (9), 1981, pp. 533-538. [21] lesage j., chicot d.: models for hardness and adhesion of coatings, surface engineering, vol. 15 (6), 1999, pp. 447-453. [22] yamazaki y., arai m., miyashita y., waki h., suzuki m.: determination of interfacial fracture toughness of thermal spray coatings by indentation, journal of thermal spray technology, vol. 22 (8), 2013, pp. 1358-1365. [23] pn-en iso 14577-4:2017-02: metale – instrumentalna próba wciskania wgłębnika do określania twardości i innych własności materiałów – część 4: metoda badania metalowych i niemetalowych powłok. [24] fabijanic t.a., coric d., musa m.s., sakoman m.: vickers indentation fracture toughness of near-nano and nanostructured wc-co cemented carbides, metals, vol. 143 (7), 2017 (www.mdpi.com/journal/metals). [25] boniecki m.: wyznaczanie odporności na kruche pękanie ceramiki korundowej i korundowo-cyrkonowej metodą wprowadzania kontrolowanych pęknięć wstępnych wgłębnikiem vickersa, materiały elektroniczne, vol. 22 (3), 1994, s. 34-51. 201403_pspaw_5894.pdf 11przegląd spawalnictwa 3/2014 tomasz babul sylwester jończyk tadeusz samborski ocena lokalnych wad mikrostruktury – korelacja wyników pomiarów wiroprądowych i oznaczeń mikrotwardości evaluation of the local microstructure defects   – correlation of the eddy current measurements and  microhardness indications t p oncepc a pracy metodę prądów wirowych zastosowano na próbkach referencyjnych i kołach zębatych w celu oceny wpływu obróbki cieplnej, zmian chropowatości i obecności pęknięć na zmianę sygnału wiroprądowego [1÷3]. z technologicznego punktu widzenia istotne jest także wykrywanie miejscowych, często niewielkich powierzchni a tract the tempering processes and presence of the structural defects cause decreasing of the material hardness. the purpose of the studies was to evaluate the usefulness of the measurement system: wirotest 1000 and specialized probes with a limited field of view for testing the microstructure changes. the subject of the tests was to detect local changes in the structure using the eddy current method. measurements were conducted on the surface, which was locally deformed by wedm cutting. in addition, the studies included measurements of microhardness and metallographic examination. measurements were done on the reference samples made of the 40hnma steel and on the shaft surface made of the same steel. it was possible to clearly detect local changes in the microstructure and at the same time detect cracks. the measurement results were verified by microhardness measurement and metallographic examination. the eddy current detection of structural changes has been observed, which have not been detected by microhardness measurements. eyword eddy current, microhardness, microstructure stre zczenie procesy odpuszczania i obecność wad strukturalnych powodują obniżenie twardości materiału. celem badań była ocena przydatności układu pomiarowego: wirotestu 1000 oraz sond specjalistycznych o ograniczonym polu pomiaru do badania lokalnych zmian mikrostruktury. przedmiotem prób było wykrywanie pomiarami wiroprądowymi lokalnych zmian struktury na przykładzie powierzchni miejscowo zdeformowanych przez wykonanie nacięć metodą elektroiskrową, oraz pomiary mikrotwardości i badania zgładów metalograficznych. pomiary wykonywano na próbkach ze stali 40hnma oraz na wałku z tej samej stali. stwierdzono możliwość wykrywania lokalnych zmian mikrostruktury przy równoczesnej wykrywalności pęknięć. wyniki pomiarów zweryfikowano pomiarami mikrotwardości i badaniami metalograficznymi. zaobserwowano równoczesną możliwość stosowania metody prądów wirowych do ujawniania innych zmian struktury niewykrytych pomiarami mikrotwardości. słowa kl czowe prądy wirowe, mikrotwardość, mikrostruktura o strukturze zmienionej wskutek lokalnego przegrzania lub zgniotu [4], które mogą być przyczyną wadliwości wyrobów, np. kół zębatych lub wałków. dotyczy to zwłaszcza wykrywania austenitu szczątkowego [5] i jego przemiany w bainit, powodującej zwiększenie wymiarów geometrycznych wyrobu, prowadzących do zatarcia, np. elementów łożysk tocznych. sam austenit szczątkowy stanowi niekorzystny składnik strukturalny, charakteryzujący się obniżoną twardością oraz r a inż toma z a l mgr inż sylwe ter o czyk tade z sam or ki – instytut mechaniki precyzyjnej, warszawa. autor korespondencyjny/corresponding author: sylwek@imp.edu.pl 12 przegląd spawalnictwa 3/2014 obniżoną przewodnością cieplną, co powoduje np. występowanie przypaleń szlifierskich w czasie szlifowania. w pomiarach wiroprądowych sygnał na ogół uśrednia dane z większej powierzchni. w omawianej pracy pomiary wiroprądowe wykonywano na stosunkowo małych powierzchniach. pole pomiaru sondy miało średnicę ok. 4 mm. do weryfikacji wyników badań metodą prądów wirowych zastosowano metodę pomiaru mikrotwardości – szczególnie przydatną do wykrywania lokalnych zmian mikrostruktury. poszukiwano korelacji między średnimi wartościami mikrotwardości, które mają charakter punktowy, a danymi wiroprądowymi. dana mikrotwardość nie zawsze odpowiada takiej samej strukturze. na przykładzie gotowego wałka sprawdzano, czy wiroprądy wykrywają tego rodzaju rozbieżności. etodyka pomiar w i pr ki pomiarowe do badań zastosowano układ pomiarowy: wirotest 1000 oraz sondy o zróżnicowanej częstotliwości nominalnej od 250 khz do 1 mhz. konstrukcja sond i uchwytów umożliwiała utrzymanie stałej odległości 0,05 mm od powierzchni badanej. oznaczenia mikrotwardości badanych próbek wykonywano twardościomierzem struers durascan 70 – metodą vickersa hv0,2. porównywano wyniki pomiarów wiroprądowych sondami o ograniczonym polu widzenia z wynikami oznaczania mikrotwardości w tych samych punktach. jako materiał do badań służyły próbki referencyjne o średnicy zewnętrznej 44 mm i wysokości 30 mm. próbki te wycięto z walców ze stali 40hnma po hartowaniu i odpuszczaniu. próbki oznakowano w następujący sposób: – symbol a 430 – temperatura odpuszczania 430°c, – symbol b 490 – temperatura odpuszczania 490°c, – symbol c 540 – temperatura odpuszczania 540°c. na próbkach referencyjnych – po zdjęciu charakterystyk wiroprądowych – metodą elektroiskrową wykonano nacięcia wzorcowe o szerokości rysy 0,25 mm i głębokości od 0,2 do 2,0 mm. nacięcia te wykonano po jednej stronie próbki, w odległości 15 mm od krawędzi. adania pr ek re erency nyc c araktery tyka pr ek w tablicy i podano średnie wyniki pomiarów wiroprądowych wykonane dla całego zbioru próbek przed nacinaniem. wykonywano je sondami o różnej częstotliwości znamionowej. dane te charakteryzują wpływ temperatury odpuszczania na wartość sygnału wiroprądowego przy różnych częstotliwościach nominalnych sondy. ry 2 wałek w – miejsca pomiarów wiroprądowych i oznaczeń mikrotwardości: a1 na powierzchniach górnych zębów, b1 na powierzchni walcowej ig 2 the w shaft – places of the eddy current testing and determinations of microhardness: a1 on the top surfaces of teeth, b1 on the cylindrical surface rodzaj sondy rodzaj próbki a 430 b 490 c 540 snc/13/005 1,0 mhz 17 -44 -76 snc/13/004 0,5 mhz -1 -56 -86 snc/06/001 250 khz -6 -41 -61 ta lica i średnie wyniki pomiarów wiroprądowych wykonane dla całego zbioru próbek przed nacinaniem ta le i the average eddy current measurements made for the entire set of samples before cutting ry 1 rozmieszczenie miejsc pomiarowych na powierzchni próbki z nacięciem: a) miejsca pomiarów wiroprądowych, b) punkty pomiarów mikrotwardości ig 1 arrangement of the measuring points on the sample surface with a incision: a) a measuring points of the eddy current testing, b) a microhardness measuring points na rysunku 1 przedstawiono rozmieszczenie miejsc pomiarów wiroprądowych i mikrotwardości na powierzchni próbki z nacięciem. w każdym punkcie wykonano po 10 pomiarów wiroprądowych. pomiary mikrotwardości wykonywano w odległości od 0,04 do 5,00 mm od nacięcia, łącznie 10 pomiarów. ponadto wykonano pomiary wiroprądowe i oznaczenia mikrotwardości na powierzchni wybranych zębów i fragmentów powierzchni walcowej wałka w przedstawionego na rysunku 2. na rysunku zaznaczono powierzchnie, na których dokonano pomiarów. 13przegląd spawalnictwa 3/2014 stwierdzono, że ze wzrostem temperatury odpuszczania – obniżeniem twardości – sygnał wiroprądowy maleje. na rysunku 3 pokazano wykres zależności sygnału wirotestu 1000 + sonda 250 khz w funkcji głębokości nacięcia dla próbek o różnej temperaturze odpuszczania. stwierdzono, że im głębsze nacięcie, tym wyższy sygnał wiroprądowy – niezależnie od temperatury odpuszczania próbek. yniki pomiar w pr ek re erency nyc w tablicy ii zestawiono wyniki pomiarów na powierzchniach próbek z nacięciami 1,0 mm. w pomiarach każdorazowo jako powierzchnię odniesienia, czyli sygnał 0, przyjmowano punkt 1 – obszar poza nacięciem. ry 3 zależność sygnału wirotestu 1000 + sonda 250 khz od głębokości nacięcia w próbkach o różnej temperaturze odpuszczania ig 3 the dependence between the signal wirotest 1000 + probe 250 khz and the depth of incision in the samples with different annealing temperatures próbka głębokość nacięcia 1,0 mm m1 m2 m3 m4 0 przegrzanie 1,0 mm przegrzanie a 430 0 -24 37 -41 0 -26 33 -42 0 -24 34 -44 średnia 0 -25 35 -42 b 490 0 -41 40 -44 0 -35 52 -35 0 -38 61 -31 średnia 0 -38 51 -37 c 540 0 -65 20 -29 0 -65 28 -20 0 -70 38 -15 średnia 0 -65 29 -21 ta lica ii wyniki pomiarów wiroprądowych na powierzchniach próbek z nacięciami 1,0 mm. pomiar sondą snc/06/001 250 khz ta le ii the results of the eddy current measurements on the surface of samples with 1.0 mm incisions. the measurement probe snc/06/001 250 khz próbka miejsce pomiaru symbol twardość hv0,2 a 430 poza nacięciem m1 447 przed nacięciem m2 416 za nacięciem m4 390 b 490 poza nacięciem m1 405 przed nacięciem m2 388 za nacięciem m4 390 c 540 poza nacięciem m1 372 przed nacięciem m2 355 za nacięciem m4 364 ta lica iii zestawienie wyników średnich pomiaru mikrotwardości próbek: poza nacięciem, przed nacięciem i za nacięciem ta le iii summary of the results of the average measurement of microhardness: outside the incision, in front of the incision, behind the incision dla miejsc dla miejsc oznaczonych symbolem m1 oraz symbolami m2 i m3 wyraźnie widoczne są zmiany sygnałów wiroprądowych, spowodowane zmianami mikrostrukturalnymi (np. efektem miejscowego przegrzania, co wynika z obniżenia sygnału w porównaniu z powierzchnią niezmienioną). sygnały pochodzące od nacięć (miejsca m3) mają wartości dodatnie, a ich znacząca różnica pozwala wnioskować o możliwości równoczesnego wykrywania przypaleń i pęknięć. w tablicy iii zestawiono wyniki średnie pomiaru mikrotwardości próbek z nacięciem 1 mm z powierzchni poza nacięciem, przed nacięciem i za nacięciem. wykonano po 10 pomiarów z naciskiem hv0,2 w odległości od 0,04 do 5,00 mm od krawędzi nacięcia. zaobserwowano duże odchylenia standardowe dla pomiarów mikrotwardości, mimo że zgodnie z informacją producenta, a także w przypadku pomiarów miejsc o jednorodnej strukturze, odchylenia standardowe mieściły się w zakresie 1÷2%. otrzymane wyniki porównywano z pomiarami wiroprądowymi, ponieważ sygnały zbierane były z tych samych powierzchni (pole widzenia zastosowanych sond miało średnicę ok. 5 mm). na wykresach (rys. 4 i 5) porównano wartości średnich oznaczeń wiroprądowych i pomiarów mikrotwardości próbek z nacięciem 1 mm. w miejscach oznaczonych symbolami m2 i m3 (rys. 1) wyraźnie widoczne jest obniżenie sygnału wiroprądowego w porównaniu z powierzchnią odniesienia o symbolu m1 – wzorcową (sygnał wirotestu 1000 = 0), spowodowane obniżeniem twardości – efektem zmiany struktury wskutek nacinania. widoczna jest dobra zbieżność wyników oznaczeń mikrotwardości i pomiarów wiroprądowych. sygnały od nacięć (m4) są dodatnie (wzrost sygnału), podobnie jak w pomiarach bez przypaleń. różnica jest znacząca, co pozwala wnioskować o możliwości równoczesnej wykrywalności przypaleń i pęknięć. 14 przegląd spawalnictwa 3/2014 próbka c 540 z nacięciem 2 mm po polerowaniu została wytrawiona nitalem. na rysunku 6 przedstawiono mikrofotografię zgładu (pow. 200x) w obszarze m1: a) z odciskami po pomiarach mikrotwardości, b) bez odcisków. na rysunku 7 pokazano powierzchnię przy krawędzi nacięcia m2 z odciskami po pomiarach mikrotwardości, a na rysunku 8 powierzchnię przy krawędzi nacięcia m4 poza obszarem pomiarów mikrotwardości. na przedstawionych rysunkach wyraźnie widoczna jest zmiana struktury, wykryta prądami wirowymi i potwierdzona pomiarami mikrotwardości. wynik ten uzyskano pomimo zdjęcia części materiału z powierzchni w czasie ry 4 wyniki pomiarów wiroprądowych próbek: a) a 430, b) b 490, c) c 540. nacięcie 1 mm ig 4 the results of the eddy current measurements of the samples: a) a 430, b) b 490, c) c 540. incision 1 mm ry 5 wyniki oznaczeń mikrotwardości próbek: a) a 430, b) b 490, c) c 540. nacięcie 1 mm ig 5 the results of the microhardness determinations of the samples: a) a 430, b) b 490, c) c 540. incision 1 mm ry 6 miejsce m1 – rdzeń: a) z odciskami po pomiarach mikrotwardości, b) bez odcisków ig 6 the m1 place – the core: a) with the microhardness dents, b) without the microhardness dents polerowania – widoczna jest różnica wymiarów odcisku na rdzeniu i fragmentach z nacięciami. pod mowanie wynik w ada pr ek re erency nyc stwierdzono korelację między pomiarami wiroprądowymi a wartościami pomiarów mikrotwardości, co może być przydatne do wykrywania lokalnych zmian mikrostruktury przy zastosowaniu tej metody nieniszczącej. obserwacje metalograficzne potwierdziły te wyniki. wykonane pomiary wykazały, że istnieje możliwość jednoznacznego wykrywania lokalnych zmian struktury przy równoczesnej wykrywalności nieciągłości. 15przegląd spawalnictwa 3/2014 ry 7 krawędzie nacięcia m2 i m4 z odciskami po pomiarach mikrotwardości ig 7 the edges of the incision m2 and m4 with the microhardness dents ry 8 krawędzie nacięcia m2 i m4 poza obszarem pomiarów mikrotwardości ig 8 the edges of the incision m2 and m4 outside the microhardness measuring area ry 9 rozmieszczenie punktów pomiarowych na powierzchni zęba a1: a) pomiary wiroprądowe, b) pomiary mikrotwardości ig 9 arrangement of the measuring points on the tooth surface a1: a) the eddy current testing, b) the microhardness measurements pomiary wałka z z ieniem przedmiotem pomiarów był gotowy wałek z uzębieniem wykonany ze stali 40hnma. pomiary wiroprądowe i oznaczenia mikrotwardości wykonywano na powierzchni a1 – na górnej powierzchni zębów, oraz b1 – na powierzchni walcowej. na rysunku 9 przedstawiono lokalizację punktów pomiarowych wiroprądowych i mikrotwardości na powierzchni zęba. pomiary na powierzchniach zębów wykonywano na 4 zębach (co czwarty ząb), oznaczonych jako pozycje: 0, 4, 8, 12. w tablicy iv i na rysunkach 10 i 11 zestawiono wyniki pomiarów wałka na powierzchniach a1 i b1, otrzymanych metodą wiroprądową z zastosowaniem sondy 250 khz oraz uzyskanych przez pomiar mikrotwardości hv0,2. zarówno z danych z tablicy iv, jak i wykresów (rys. 10 i 11) wynika jednoznacznie, że w miejscu a1 poz. 8 i w miejscu b1 poz. 12 należy się spodziewać imperfekcji niezwiązanych ze zmianą mikrotwardości, co potwierdzają mikrofotografie (rys. 12). na rysunku 12a (a1 poz. 8) widoczne jest wydzielenie i mikropęknięcie, niewykryte przez pomiar mikrotwardości, a sygnalizowane wzrostem wartości sygnału wiroprądowego. na rysunku 12b (b1 poz. 12) widoczne są wydzielenia i wtrącenia, sygnalizowane obniżeniem sygnału wiroprądowego, a niewykryte pomiarem mikrotwardości. w pozostałych punktach pomiarowych zależność sygnału wirotestu od mikrotwardości ma charakter prostoliniowy (linia trendu). 16 przegląd spawalnictwa 3/2014 pozycja a1 hv0,2 a1 wir b1 hv0,2 b1 wir 0 638 0 425 0 4 653 8 413 -5 8 627 28 419 -3 12 621 -7 421 -20 ta lica iv porównanie wyników pomiarów wałka: wiroprądowych sondą 250 khz (średnie z 5 pomiarów) i mikrotwardości hv0,2 (średnie z 10 pomiarów) ta le iv a comparison of the measurements results of the shaft: the eddy current testing with the probe 250 khz (average of 5 measurements) and the hv0.2 microhardness measurements (average of 10 measurements) ry 12 mikrofotografie (pow. 60x) wad na powierzchni zębów wałka; a) a1 poz. 8 – wydzielenie i mikropęknięcie, b) b1 poz. 12 – wydzielenia, wtrącenia ig 12 the microphotographs (magn. 60x) of the surface defects of the shaft teeth; a) a1 position 8 – precipitations and microcrack, b) b1 position 12 – precipitations, inclusions ry 10 zależność sygnałów wiroprądowych od mikrotwardości hv0,2 na powierzchniach a1 wałka ig 10 the dependence of eddy current signals from the microhardness hv0,2 on the surfaces a1 of the shaft ry 11 zależność sygnałów wiroprądowych od mikrotwardości hv 0,2 na powierzchni b1 wałka ig 11 the dependence of eddy current signals from the microhardness hv0,2 on the surfaces b1 of the shaft 17przegląd spawalnictwa 3/2014 nio ki na podstawie przeprowadzonych badań sformułowano następujące wnioski: – stwierdzono, że przy zastosowaniu układu pomiarowego: wirotest 1000 + sondy specjalistyczne można wykrywać lokalne imperfekcje strukturalne. – uzyskano korelację – jednoznaczną zależność sygnału wiroprądowego od mikrotwardości w obszarach pozbawionych lokalnych imperfekcji strukturalnych. – stwierdzono, że zastosowana aparatura wiroprądowa może posłużyć do wykrywania lokalnych wad struktury niewykrywanych pomiarami mikrotwardości. literat ra [1] babul t., jończyk s.: wybrane aspekty badania kół zębatych metodą prądów wirowych. przegląd spawalnictwa, vol. lxxxiv, 2012 nr 13/12, s.12-15. [2] babul t., jończyk s., samborski t., włodarczyk s.: wykrywanie niejednorodności materiału i lokalnych zmian mikrostruktury metodą prądów wirowych. przegląd spawalnictwa, vol. lxxxv, nr 12/2013, s. 25-28. [3] babul t., jończyk s., samborski t., włodarczyk s.: zastosowanie wirotestów do kontroli kół zębatych. mat. 40 kkbn. warszawa 2011. [4] dybiec m., dybiec cz., włodarczyk s., kozłowska a.: control effects by shot peening with application of the eddy current method. 15th wcndt, roma 2000. [5] dybiec cz., kozłowska a.: ocena skłonności stali do przypaleń szlifierskich metodą prądów wirowych. mat. 27 kkbn międzyzdroje 1998, s. 77-80. imię i nazwisko kontakt do osoby zamawiającej: adres nip amawiam k iążk plany spawania teoria i praktyka w redakc i przegląd spawalnictwa w licz ie egz cena 1 egzemplarza książki jacka słani: plany pawania teoria i praktyka wynosi: 80 zł (w tym 5% vat) r r r r r r a c a przegląd spawalnictwa a si p ul. świętokrzyska 14a, 00-050 warszawa tel.: 22 827 25 42, faks: 22 336 14 79 e-mail: pspaw@ps.pl płaty należy dokona na rac nek ankowy bank bph s.a. oddział w warszawie 45 1060 0076 0000 3200 0043 1836 podpis firma n n n oświadczam, że jestem podatnikiem vat i upoważniam firmę do wystawienia faktury bez podpisu praca finansowana w ramach ncbir innotech 165/12012, lowir: „zastosowanie i wdrożenie prądów wirowych do badania i wykrywania wad materiałowych na częściach lotniczych wirujących” ps 1 2016 www.pdf 5przegląd spawalnictwa vol. 88  1/2016 czy można rozmawiać z robotem spawalniczym? can we talk to a welding robot? dr hab. inż. adam rogowski – politechnika warszawska. autor korespondencyjny/corresponding author: arog@cim.pw.edu.pl streszczenie w artykule przedstawiono zagadnienia związane ze sterowaniem głosowym robotami przemysłowymi, w tym robotami spawalniczymi. omówiono celowość wykorzystania automatycznego rozpoznawania mowy w robotyce, potencjalny zakres zastosowań oraz specyficzne wymagania dotyczące aplikacji sterowania głosowego związanych z robotami przemysłowymi. w szczególności skoncentrowano się na głosowym wspomaganiu programowania robotów przez uczenie. poruszone zostało zagadnienie definiowania języka komend głosowych oraz różne aspekty integracji systemu rozpoznawania mowy z układem sterowania robota przemysłowego. rozważania poparto przykładami ze zrealizowanej implementacji sterowania głosowego robotem movemaster. słowa kluczowe: programowanie robotów, rozpoznawanie mowy abstract current paper deals with various aspects of voice control system that could be applied to industrial robots, particularly in welding applications. it discusses the usefulness of voice-based human-machine interfaces, potential areas of application, restrictions as well as specific requirements regarding these systems. in particular, it focuses on speech-aided teach-in robot programming. a separate chapter is dedicated to the issue of voice command language description. integration of speech recognition system and robot controller is also broadly discussed. description of these issues is illustrated by example of practically implemented voice control system applied to educational robot movemaster. keywords: robot programming, speech recognition wstęp przełom 20 i 21 wieku, a w szczególności ostatnie lata, były okresem bardzo intensywnego rozwoju technik rozpoznawania mowy. jak wiadomo, mowa jest najdogodniejszym, a zarazem najbardziej naturalnym sposobem komunikowania się ludzi pomiędzy sobą, stąd też coraz liczniejsze są próby zastosowania komunikacji głosowej jako interfejsu pomiędzy człowiekiem-operatorem a obsługiwaną przez niego maszyną. pozytywne praktyczne doświadczenia z rozpoznawaniem mowy w takich dziedzinach jak np. systemy głosowego dostępu do informacji, zainspirowały naukowców do prób ich przeniesienia w dziedzinę robotyki. w szczególności dotyczy to sterowania głosowego robotami usługowymi [1÷5], jednak coraz częściej podejmuje się również próby przeniesienia tych doświadczeń do praktyki przemysłowej. bardzo często ma to miejsce w kontekście coraz bardziej popularnej koncepcji współpracy ludzi i robotów, która miałaby się odbywać we wspólnej przestrzeni roboczej [6,7]. odnosi się to zwłaszcza do szeroko rozumianych prac montażowych [7,8], choć powstały także inne opracowania np. dotyczące zastosowania rozpoznawania mowy do bezpośredniego [9] bądź zdalnego [10,11] sterowania zrobotyzowanym gniazdem obróbkowym. funkcjonujące w praktyce opracowania ograniczają się na razie do testów laboratoryjnych [12÷14]. adam rogowski jeśli chodzi o spawalnictwo, to na uwagę zasługuje fakt, że już w latach osiemdziesiątych ubiegłego wieku podejmowano próby wspomagania pracy spawacza poprzez komunikację głosową pomiędzy nim a spawarką. rezultatem tych prób był opracowany patent [15]. scenariusz działania takiego systemu był następujący: spawacz, wyposażony w nadajnik audio, podaje głosem komendy, które po przeanalizowaniu przez komputer wpływają na sterowanie zasilaniem przez spawarkę. w ten sam sposób można także sterować prędkością podawania drutu elektrody. autorowi niniejszego artykułu nie są znane dalsze losy tego patentu, jednak idea komunikacji głosowej człowiek – maszyna w dziedzinie spawalnictwa jest ciągle żywa. również w znacznie nowszych opracowaniach dotyczących sterowania głosowego robotami, jako przykład zastosowania podano prowadzenie prac spawalniczych przez mieszany (ludzie – roboty) zespół [16]. zawarte w tytule pytanie: „czy można rozmawiać z robotem spawalniczym?” jest więc całkowicie zasadne. należałoby jednak jeszcze je rozszerzyć o pytania kolejne: „o czym rozmawiać z robotem?” oraz „jak rozmawiać z robotem?”. innymi słowy, należy się zastanowić, w jakich sytuacjach komunikacja głosowa pomiędzy operatorem i robotem jest celowa, w jakim zakre6 przegląd spawalnictwa vol. 88 1/2016 sie i okolicznościach może ona ułatwić pracę człowiekowi i wreszcie – jak ją zrealizować. w artykule niniejszym omówiono potencjalne zastosowania rozpoznawania mowy robotyce, a także przedstawiono wybrane problemy z nimi związane oraz rozwiązania tych problemów. rozpoznawanie mowy w robotyce jak wspomniano wcześniej, głównym obszarem badań nad zastosowaniem rozpoznawania mowy w robotyce jest sterowanie głosowe robotami usługowymi. stosunkowo nieliczne są prace dotyczące sterowania głosowego robotami przemysłowymi. wynika to z wielu przyczyn. badania przeprowadzone przez profantera i in. [17] (badania te ukierunkowane były m.in. na różne metody komunikacji z robotami spawalniczymi) wykazały, że – wbrew pozorom – nie w każdej sytuacji wprowadzanie danych za pomocą głosu jest najbardziej efektywną i najłatwiejszą z punktu widzenia użytkownika metodą. w wielu przypadkach wygodniejsze było wprowadzanie danych za pomocą gestów, ekranów dotykowych itp. zastosowanie mowy było konkurencyjne w stosunku do innych metod w dość ograniczonym zakresie – zwłaszcza przy wskazywaniu obiektów. należy stąd wyciągnąć wniosek, że sposób i zakres funkcjonowania projektowanego systemu sterowania głosowego musi być najpierw bardzo dokładnie przemyślany. w szczególności trzeba rozważyć integrację takiego systemu z innymi metodami wprowadzania danych. ponadto, automatyczna analiza mowy w aplikacjach związanych z robotami przemysłowymi charakteryzuje się pewną specyfiką w stosunku do zastosowań w innych dziedzinach [18]: – bardzo ważne jest prawidłowe rozpoznanie wszystkich słów wypowiedzianej komendy głosowej. niespełnienie tego warunku może być przyczyną awarii maszyny, a nawet zagrożenia życia ludzkiego. – prawidłowe rozpoznanie komendy może być wspomagane przez uwzględnienie kontekstu. dlatego pożądana jest współpraca systemu głosowego na przykład z systemem automatycznego rozpoznawania obrazu. – ponieważ na ogół reakcja maszyny na komendę głosową powinna być natychmiastowa, więc system rozpoznawania mowy powinien być zabezpieczony przed rezultatami np. takich zjawisk jak pauzy w wypowiedzi, będące przyczyną niejednoznacznej interpretacji intencji operatora. nie wchodząc w szczegóły, a zainteresowanego czytelnika odsyłając do literatury [18,19], można stwierdzić, że spełnienie wymienionych postulatów jest możliwe między innymi poprzez wykorzystanie reguł gramatyki formalnej np. gramatyki bezkontekstowej (cfg) do zdefiniowania języka komend głosowych. ten fakt ma również pewien wpływ na wnioski dotyczące zakresu zastosowania rozpoznawania mowy przy interakcji operatora z robotem spawalniczym. kiedy więc może być pożądana komunikacja głosowa z robotem? wydaje się, że w szczególności może to dotyczyć trzech przypadków. najprostszy z nich, to reagowanie głosem w sytuacjach awaryjnych. drugi, to zorientowane zadaniowo sterowanie złożonymi funkcjami realizowanymi przez robota (wydaje się, że szczegółowe sterowanie elementarnymi funkcjami robota w warunkach produkcyjnych nie miałoby większego sensu). wreszcie trzeci obszar zastosowań, to głosowe wspomaganie programowania robota metodą uczenia. w wielu przypadkach może się okazać, że podawanie pewnych komend głosem będzie łatwiejsze, niż oddziaływanie na robota za pomocą programatora. z tym właśnie obszarem związana jest tematyka niniejszego artykułu. język komend głosowych istotną rolę w systemie komunikacji głosowej z robotem przemysłowym odgrywa właściwie zdefiniowany język komend głosowych. jak napisano w poprzednim rozdziale, w przypadku robotów spawalniczych (a właściwie ogólnie: robotów przemysłowych) najlepszym rozwiązaniem jest wykorzystanie reguł gramatyki formalnej do zdefiniowania tego języka. narzędziem ułatwiającym to zadanie jest opracowany format vcd [14] (w niniejszym artykule będziemy się do tego formatu odwoływać, dlatego też w celu zrozumienia przykładów podawanych dalej, wskazane jest zapoznanie się z podaną pozycją literatury). ważną cechą tego formatu jest możliwość wspólnego zapisu zarówno syntaktyki, jak i semantyki komend głosowych. opis języka komend w tym formacie może być wykorzystany na wszystkich etapach przetwarzania komendy [20]: – do wygenerowania reguł gramatyki służących do zwiększenia niezawodności rozpoznawania ciągów wyrazów przez aparat rozpoznawania mowy, – podczas analizy syntaktycznej, – podczas analizy semantycznej. dzięki takiemu rozwiązaniu, rozpoznawanie mowy ma charakter systemowy, a poszczególne jego etapy są ze sobą powiązane, co znacznie zwiększa niezawodność sterowania głosowego. należy zauważyć, że rozwiązania bazujące nie na gramatyce formalnej, lecz na przetwarzaniu języka sensu stricte naturalnego, z reguły ograniczają się do analizy komend wprowadzanych z pomocą klawiatury [21]. jaki zatem powinien być język komend głosowych stosowanych przy programowaniu przez uczenie robota spawalniczego? podstawowe komendy dotyczyłyby przemieszczania efektora robota w przestrzeni oraz zapamiętywania osiągniętych pozycji (przykładowo: przypisywania im określonych numerów). zapis takiej komendy w formacie vcd [14] mógłby mieć postać (ze względu na brak miejsca nie podano tu opisu frazy *liczba): #com zapisz zapisz pozycję pod numerem *liczba: p5 zapisz pozycję ?numer *liczba: p4 słowa poprzedzone znakiem zapytania są opcjonalne. wyrażenia poprzedzone gwiazdką są to nazwy fraz składowych komendy, których zapis też musi się znaleźć w opisie języka. na końcu każdej linii może się znaleźć wyrażenie arytmetyczne określające wartość liczbową określającą semantykę (znaczenie) komendy. w powyższym przykładzie „wartość” komendy jest określona jako wartość parametru odpowiadającego odpowiednio piątemu i czwartemu słowu danego sformułowania komendy. w równie prosty sposób można by też zapisać syntaktykę i semantykę komend dotyczących przemieszczania efektora robota. przykładowy zapis ruchu w górę mógłby mieć postać: #com podnies podnieś o *wysokość w górę: p3 #def wysokość *liczba *jednostki: p1*p2 #def jednostki milimetrów: 1 centymetrów: 10 metrów: 1000 podany zapis uwzględnia bardzo dużą liczbę możliwych sformułowań komendy o nazwie „podnies”. przykładowe sformułowanie komendy przez operatora mogłoby brzmieć: „podnieś o trzydzieści centymetrów w górę”. w rezultacie przetwarzania tej komendy następuje najpierw wygenerowanie jej drzewa składniowego (analiza syntaktyczna), a następnie proceduralnej sieci semantycznej, pokazanej na rysunku 1. 7przegląd spawalnictwa vol. 88  1/2016 rys. 1. proceduralna sieć semantyczna reprezentująca wypowiedzianą komendę głosową fig. 1. procedural semantic network representing voice command proceduralna sieć semantyczna wykorzystuje mechanizmy stosowane w sieciach petriego [18]. w momencie uruchomienia algorytmu analizy semantycznej żetony umieszczane są w miejscach sieci, odpowiadających poszczególnym rozpoznanym słowom komendy. powoduje to aktywację kolejnych przejść, w wyniku czego realizowane są obliczenia zgodnie z opisem semantyki języka komend w formacie vcd. ostatecznie cała komenda głosowa zostaje zredukowana do pojedynczej tzw. procedury egzekucyjnej („zrozumiałej” dla sterowanej maszyny) oraz jej parametrów liczbowych. w podanym przypadku mamy pojedynczy parametr opisujący wysokość w milimetrach, o którą należy podnieść efektor robota. przykładowa procedura egzekucyjna może mieć postać: – movez (300) integracja systemu rozpoznawania mowy z układem sterowania robota system rozpoznawania mowy będzie z reguły uruchamiany na komputerze zewnętrznym w stosunku do układu sterowania robota. zarazem jednak konieczna jest taka integracja wszystkich elementów, aby robot mógł na bieżąco i bez nadmiernych opóźnień reagować na komendy głosowe wypowiedziane przez operatora. należy więc zapewnić odpowiednie mechanizmy komunikacji pomiędzy systemem rozpoznawania mowy a układem sterowania robota. oznacza to konieczność takiego zaprogramowania robota, aby pracował on w synchronizacji z programem uruchomionym na zewnętrznym komputerze. na politechnice warszawskiej przeprowadzone zostały badania mające na celu sprawdzenie możliwości języka karel, służącego do programowania robota fanuc, a także dokonano zakończonej sukcesem implementacji na robocie movemaster. schemat pokazujący ogólną koncepcję tej implementacji został pokazany na rysunku 2. rys. 2. system głosowego sterowania robotem przemysłowym fig. 2. industrial robot voice control system działanie systemu głosowego sterowania robotem przemysłowym zostało przedstawione w postaci prostej sieci petriego. cyframi arabskimi zostały oznaczone tak zwane „miejsca” (places) tej sieci, zaś dużymi literami tak zwane „przejścia” (transitions). w wyniku przetworzenia komendy głosowej wygenerowana zostaje procedura egzekucyjna, składająca się z ciągu instrukcji sterujących robotem. instrukcje te są wysyłane do układu sterowania robota przez złącze rs232. w zrealizowanej implementacji dla robota movemaster, procedury egzekucyjne są zapisane w specjalnie w tym celu opracowanym języku arlang [9÷11]. najistotniejsze (z punktu widzenia tej implementacji) procedury języka arlang są następujące: – load (nazwa instrukcji, parametry) – załadowanie do bufora instrukcji sterującej robotem – execute() – wysłanie instrukcji zawartych w buforze do układu sterowania robota – readdata(wykaz zmiennych) – odczytanie danych wysłanych z układu sterowania robota przez rs232 realizacja procedury readdata jest możliwa po uprzednim uruchomieniu w układzie sterowania robota np. instrukcji pr (position read): load (pr) execute() readdata(x) poniżej znajduje się wykaz instrukcji robota movemaster, istotnych dla zrozumienia podanych dalej przykładów: – mp – ruch do pozycji opisanej współrzędnymi. parametry: współrzędne x,y,z,a,b – pd – zapamiętanie aktualnej pozycji. parametr: numer przypisany pozycji – pr – żądanie wysłania współrzędnych aktualnej pozycji przykładowa procedura egzekucyjna w języku arlang, odpowiedzialna za podniesienie efektora robota o określoną liczbę milimetrów w górę, miałaby postać następującą: procedure movez parameter h load (pr) execute() readdata (x,y,z,a,b) load (mp, x, y, z+h, a, b) execute() endproc należy zwrócić uwagę, że przy programowaniu robotów przez uczenie operator nie zawsze potrafi określić konkretną wartość, o którą chciałby przesunąć efektor robota. dlatego system sterowania głosowego powinien umożliwić definiowanie i realizowanie komend, w których przemieszczenia podawane byłyby w sposób „rozmyty” np. „podnieś jeszcze trochę”, „za daleko”, „cofnij” itp. zauważmy, że opis języka komend w formacie vcd, oraz podana architektura systemu, umożliwia dość łatwą realizację tego typu zadań. przykładowo, podczas realizacji procedury egzekucyjnej związanej z przesunięciem efektora robota, system może zapamiętywać wartość ostatniego przesunięcia. kolejne wywołanie procedury egzekucyjnej, tym razem jako efekt komendy określającej przemieszczenie w sposób „rozmyty”, może się odwoływać do zapamiętanej wartości. jeśli ostatnio zrealizowane byłoby przesunięcie o wartość h_old, to odpowiednia procedura egzekucyjna mogłaby mieć następującą postać: procedure jeszczetroche call movez(h_old/5) endproc 8 przegląd spawalnictwa vol. 88 1/2016 literatura [1] v. kulyukin: human-robot interaction through gesture-free spoken dialogue, autonomous robots, vol. 16, s. 239-257, 2004. [2] j. bos, t. oka: a spoken language interface with a mobile robot, artificial life and robotics, vol. 11(1), s. 42-47, 2007. [3] j. savage i in.: virbot: a system for the operation of mobile robots, lecture notes in computer science, vol. 5001, s. 512-519, 2008. [4] m. yokota, k. sugita, t. oka: natural language understanding based on mental image description language lmd and its application to language-centered robot manipulation, artificial life and robotics, vol. 13(1), s. 84-88, 2008. [5] t. oka i in.: runa: a multimodal command language for home robot users, artificial life and robotics, vol. 13(2), s. 455-459, 2009. [6] j. pires: the industrial robot as a human coworker: the role of the speech interfaces, materiały konferencyjne: international conference on software development for enhancing accessibility and fighting info-exclusion, portugal, 2007. [7] m. zaeh, w. roesel: safety aspects in a human-robot interaction scenario: a human worker is co-operating with an industrial robot, progress in robotics, vol. 44(2), s. 53-62, 2009. [8] a. weiss i in.: exploring human-robot cooperation possibilities for semiconductor manufacturing, materiały konferencyjne: international conference on collaboration technologies and systems, philadelphia, pa, usa, s. 173-177, 2011. [9] a. rogowski: głosowa komunikacja człowiek-maszyna w gniazdach obróbkowych o zróżnicowanym stopniu automatyzacji, zeszyty naukowe politechniki poznańskiej 15, s. 131-144, 2011. [10] a. rogowski: projekt i implementacja systemu programowania i sterowania gniazdem zrobotyzowanym przez internet”, prace naukowe politechniki warszawskiej, seria elektronika 175, s. 311-320, 2010. [11] a. rogowski: remote programming and control of the flexible machining cell”, international journal of computer integrated manufacturing, vol. 28(6), s. 650-663, 2015. [12] j. pires: robot-by-voice: experiments on commanding an industrial robot using the human voice, industrial robot, vol. 32(6), s. 505-511, 2005. [13] g. veiga, j. pires, k. nilsson: experiments with service-oriented architectures for industrial robotic cells programming, robotics and computer-integrated manufacturing, vol. 25(4-5), s. 746-755, 2009. [14] a. rogowski: industrially oriented voice control system, robotics and computer-integrated manufacturing, vol. 28(3), s. 303-315, 2012. [15] g. tunnell, ch. pomernacki, j. gregg: voice controlled welding system, patent us 4641292a, 1987. [16] t. fong, c. kunz, l. hiatt, m. bugajska: the human-robot interaction operating system, materiały konferencyjne: 1st acm sigchi/ sigart conference on human-robot interaction, salt lake city, utah, usa s. 41-48, 2006. [17] s. profanter, a. perzylo, n. somani, m. rickert, a. knoll: analysis and semantic modeling of modality preferences in industrial humanrobot interaction, ieee/rsj international conference on intelligent robots and systems (iros) hamburg, germany, 2015. [18] a. rogowski: analiza i synteza systemów sterowania głosowego w zrobotyzowanym wytwarzaniu, prace naukowe politechniki warszawskiej, mechanika z. 244, 2012. [19] v. kulyukin: talk the walk: robotic nlp vs. human sublanguage acquisition, aaai spring symposium on multidisciplinary collaboration for socially assistive robotics, palo alto, ca,usa s. 33-35, 2007. [20] a. rogowski: web-based remote voice control of robotized cells, robotics and computer-integrated manufacturing, vol. 29(4), s. 77-89, 2013. [21] m. stenmark, p. nugues: natural language programming of industrial robots, international symposium on robotics (isr) seoul, korea, 2013. podsumowanie przedstawione w artykule rozważania pokazują, że istnieje szerokie pole potencjalnych zastosowań automatycznego rozpoznawania mowy w robotyce, w tym również w obszarze zrobotyzowanego spawania. w szczególności pożądane byłoby wykorzystanie interfejsów głosowych przy programowaniu robotów przez uczenie. aby jednak interfejsy te spełniały swoją funkcję efektywnie, muszą one być dobrze przemyślane i właściwie zaimplementowane. bardzo istotną rolę odgrywa właściwe zdefiniowanie języka komend głosowych. pomocne może być przy tym wykorzystanie formatu vcd. welding technology review – www.pspaw.pl vol. 94. 2022 3 3 doi: https://doi.org/10.26628/simp.wtr.v94.1147.p3-18 original article hardfacing of mild steel with wear-resistant ni-based powders containing wc particles using pptaw technology augustine appiah1* , oktawian bialas1 , marcelina jędrzejczyk2, natalia ciemała2, łucja wantuch2, marcin żuk3 , artur czupryński3 , marcin adamiak1 1 laboratory of materials research, faculty of mechanical engineering, silesian university of technology, gliwice, poland; oktawian.bialas@polsl.pl (o.b.); marcin.adamiak@polsl.pl (m.a.) 2 student of the faculty of mechanical engineering, silesian university of technology, gliwice, poland 3 department of welding engineering, faculty of mechanical engineering, silesian university of technology, gliwice, poland; marcin.zuk@polsl.pl (m.z.); artur.czuprynski@polsl.pl (a.c.) *correspondence: augustine.appiah@polsl.pl (a.a.) received: 08.12.2021; accepted: 04.01.2022 abstract: this study explores the use of powder plasma transferred arc welding (pptaw) as a surface layers deposition technology to form hardfaced coatings to improve upon the wear resistance of mild steel. hardfaced layers/coatings were prepared using the pptaw process with two different wear-resistant powders: pg 6503 (nisib+60% wc) and pe 8214 (nicrsib+45% wc). by varying the pptaw process parameters of plasma gas flow rate (pgfr) and plasma arc current, hardfaced layers were prepared. microscopic examinations were carried out to investigate the microstructure and surface characteristics of the prepared hardfaced layers. penetration tests were performed to ascertain the number and depth of crack sites in the prepared samples by visual inspection. the hardness of the hardfaced layers were determined: hardfacings prepared with pg 6503 had hardness of 46.3 – 48.3 hrc, those prepared with pe 8214 had hardness of 52.7 – 58.3 hrc. the microhardness of the matrix material was in the range of 573.3 – 893.0 hv, and the carbides had microhardness in the range of 2128.7 – 2436.3 hv. abrasive wear resistance tests were carried out on each prepared sample to determine their relative abrasive wear resistance relative to the reference material, abrasion resistant heat-treated steel, hardox 400, having a nominal hardness of approximately 400 hv. findings from the research showed that the wear resistance of the mild steel was improved after deposition of hardfaced layers; the hardness and wear resistance were increased upon addition of cr as an alloying element; increasing the pgfr increased the hardness and wear resistance of the hardfacings, as well as increase in the number of cracks; increasing the pta current resulted in hardfacings with less cracks, but relatively lowered the wear resistance. the wear mechanisms were discussed. keywords: plasma transferred arc method; abrasive wear; plasma cladding introduction metallic materials in use tend to degrade with time and eventually lose their usefulness. conditions such as corrosion, creep, and wear, contribute to the failure of these materials. studies have shown that most of these failure mechanisms originate from the surface of the material and an effective way of solving such problems is using surface treatment technologies as physical vapor deposition (pvd), chemical vapor deposition (cvd), thermal spraying, laser cladding (lc), and plasma transferred arc welding (ptaw)[1]. surface engineering technologies have had a widespread use in several engineering disciplines including construction, power, automotive, etc. [2]. at the required substrate surfaces, deposition technologies are being used to develop advanced functional properties such as corrosion-resistant, wear-resistant, mechanical, magnetic, electrical, and optical properties [3]. all types of materials including metals, polymers, ceramics, and composites can be deposited onto similar or dissimilar materials. these technologies also allow for the formation of coatings of advanced engineering materials, metamaterials, multicomponent deposits, graded deposits, etc. deposition technologies are used to alter the chemical and physical properties as well as the morphology of the surface of the substrate. surface treatment provides strategic ways of saving materials as well as aids in the design of components with desirable surface properties. this serves as a cheaper alternative to using conventional https://pspaw.pl/pspaw/issue/archive https://pspaw.pl/pspaw/index https://simp.pl/ https://doi.org/10.26628/simp.wtr.v94.1147.p3-18 mailto:oktawian.bialas@polsl.pl https://orcid.org/0000-0003-2799-6998 https://orcid.org/0000-0003-4874-9160 https://orcid.org/0000-0002-4649-9260 https://orcid.org/0000-0001-9337-8325 https://orcid.org/0000-0001-8851-2091 welding technology review – www.pspaw.pl vol. 94. 2022 4 4 materials to serve similar surface treatment purposes in large scale production. plasma transferred arc welding (ptaw), however, has been identified as an effective technology that can be used to overcome the surface treatment limitations such as dilution and poor adhesion, existing in other hardfacing technologies [4]. the ptaw technique has been in application since 1962, a time when the technology was used to modify materials surfaces by producing overlays [5]. in this technique, a plasma arc is created and confined around an electrode (e.g., tungsten (w) electrode), which is placed in a torch and mostly used as the cathode. the powder to be deposited is injected into the plasma in the presence of a shielding gas onto the substrate or workpiece, which is the anode. this shielding gas helps to prevent melting of the powder particles against oxidation [6]. plasma arc has a high ionization, and this enables it to be fine-tuned to obtained desired results with regards to penetration and dilution. ptaw generally results in surface overlays of very high quality [7]. relative to other methods of surface layers deposition, ptaw has many advantages. ptaw technique results in an improved adhesion between the overlays and the substrate. the energy flux associated with ptaw has a high stability. this technique has a relative higher melting efficiency [8]. the cost associated with ptaw welding implementation is relatively lower, while maintaining a relatively higher deposition efficiency [9]. the filler material for ptaw could either be in the form of a wire (called plasma arc welding (paw)) or powders (called powder plasma arc welding (pptaw)). however, the powders are widely used in application, making heat demands for melting low [10]. the properties of the overlays produced from pptaw depend primarily on the powder material used. however, the process parameters also contribute to the quality of the overlays. the most significant process parameters for wear resistant applications are the plasma gas flow rate (pgfr) and plasma arc current [11]. industrial applications of pptaw technology have increased over the years, mainly due to its compatibility of use with different powder materials. most industrial uses of this technology are for abrasive resistance, corrosion resistance, and wear resistance. some advanced industrial applications of pptaw include the production of self-lubricating surfaces, and high temperature wear resistance [12]. pptaw is used to address materials failure challenges in industries such as marine, ore mining, petrochemical, oil drilling, steel manufacturing, power generation, etc. [13]. this study explores the potential of pptaw technology, using the powders of wear-resistant materials to prepare hardfaced layers to improve the wear resistance of mild steel plate. materials and methods sample preparation the main process for preparing the samples used in this work was pptaw process. the sample preparation was carried out using the eutronic© gap 3511 dc synergic system at castolin eutectic© workshop in gliwice, poland. the pptaw process parameters that were considered for preparing various samples are pgfr, plasma arc current, and torch travel speed. two different groups of samples were prepared using two different wear resistant powders for the pptaw hardfaced layers. the base/substrate material used was a mild steel plate with the dimensions of 94 mm x 30 mm x 10 mm, shown in fig. 1 (a). the powders were obtained from castolin eutectic© pg 6503 and pe 8214. pg 6503 consists of the nisib matrix with 60%wc and pe 8214 consists of the nicrsib matrix with 45%wc. eight (8) samples were prepared in total; four (4) for each powder, with varying ptaw process parameters. to obtain the desired microstructure and mechanical properties of a hardfaced layer, selection of optimal pptaw process parameters is an important step. the most reliable hardfaced layers are those configured and prepared to have the least surface defects, high rate of deposition, less distortion as well as low dilution [14]. the pptaw process parameters – pgfr and plasma arc current – were varied to obtain information on their effects on the structure and properties of the hardfaced layers. additionally, variation of these process parameters provides control over the pptaw process for easier reproducibility of hardfaced layers with superior wearresistant properties. the parameters for preparing the layers are given in table i. the thickness of the hardfaced layers on the surface of the substrate material varied slightly, in the range of 2.3 mm, for pe-5 to 3.0 mm, for pg-2, as the process parameters were adjusted. this is illustrated in fig. 1 (b). the prepared hardfaced layers on the surface of mild steel are also shown in fig. 2. https://pspaw.pl/pspaw/issue/archive https://pspaw.pl/pspaw/index https://simp.pl/ welding technology review – www.pspaw.pl vol. 94. 2022 5 5 table i. ptaw parameters for sample preparation coating/sample id powder used current (a) travel speed, v (mm/s) pgfr (l/min) pg-1 pg 6503 110 1.3 1.2 pg-2 pg 6503 150 1.3 1.2 pg-3 pg 6503 110 1.3 1.0 pg-4 pg 6503 110 1.3 1.5 pe-5 pe 8214 110 1.3 1.2 pe-6 pe 8214 150 1.3 1.2 pe-7 pe 8214 110 1.3 1.0 pe-8 pe 8214 110 1.3 1.5 fig. 1. schematic diagrams showing the dimensions of the prepared samples (a) dimensions of the prepared mild steel plate to be used as substrate material (b) cross-section of the final material after deposition of the hardfaced layer onto the substrate material, showing the range of thickness of the hardfaced layers for the various samples pg 6503 110 a, 1.3 mm/s, 1.2 l/min pg 6503 150 a, 1.3 mm/s, 1.2 l/min (a) (b) pg 6503 110 a, 1.3 mm/s, 1.0 l/min pg 6503 110 a, 1.3 mm/s, 1.5 l/min (c) (d) (a) (b) https://pspaw.pl/pspaw/issue/archive https://pspaw.pl/pspaw/index https://simp.pl/ welding technology review – www.pspaw.pl vol. 94. 2022 6 6 pe 8214 110 a, 1.3 mm/s, 1.2 l/min pe 8214 150 a, 1.3 mm/s, 1.2 l/min (e) (f) pe 8214 110 a, 1.3 mm/s, 1.0 l/min pe 8214 110 a, 1.3 mm/s, 1.5 l/min (g) (h) fig. 2. images of prepared hardfaced layers on the surface of substrate material (a) pg-1 (b) pg-2 (c) pg-3 (d) pg-4 (e) pe-5 (f) pe-6 (g) pe-7 (h) pe-8 characterization and testing scanning electron microscopy (sem) was performed using supra 35 (zeiss, oberkochen, germany) to obtain the micrographs of the powder morphology. digital images of the prepared samples were taken by the leica dvm6 digital microscope (leica microsystems ag, switzerland) to obtain information on the surface porosity and crack development. the micrographs of the microstructure of the prepared hardfaced coatings were obtained using the light microscope axiovision (zeiss, jena, germany). penetration test was carried out to identify cracks that had been developed in the hardfaced layer after the pptaw hardfacing process. this test was carried out based on the specifications of pn-en iso 3452 standard. the test proceeded with the use of mr® 70 developer, mr® 79 remover (acetone) and mr® 68nf penetrant. for each specimen, the surface was first cleaned thoroughly with acetone to get rid of impurities. the surface was then sprayed with the penetrant and allowed to dry for 10 -15 minutes. the penetrant was then cleaned from the surface with the help of the remover and paper. the surface of the sample was then sprayed with the developer and allowed to settle for some time. after that, it would be observed that the penetrant begun to appear on the surface of the specimen, from the sites where cracks exist. the metal-mineral abrasive wear resistance test of the as-deposited hardfaced layers as well as the reference material (abrasion resistant steel grade ar400) was carried out according to the procedures outlined in astm g65-00. this abrasive wear testing method called “rubber wheel” according to the astm g65 standard has been the most used test in materials engineering for assessing the metal-mineral abrasive wear resistance. quartz sand was used in the test as the abrasive, with a grain size of 50 – 70 mesh (0.297 – 0.210 mm); and fed to the friction zone gravitationally. with regards to the ptaw hardfaced layer and the reference material, the experimental test involved the preparation of two specimens with dimensions 75 mm x 25 mm x 10 mm. the rubber wheel made 6000 revolutions in approximately 30 minutes of the test. a pressure force of 130n was applied to the material. the feed rate of the abrasive (a.f.s. testing stand 50-70 mesh) was 335 g/min. the weights of the specimens were taken before and after the abrasive wear test on the balance in the laboratory which has an accuracy of up to 0.0001g. the average density of the hardfaced layer and that of the reference material were determined from three measurements of the density of the specimen, sampled https://pspaw.pl/pspaw/issue/archive https://pspaw.pl/pspaw/index https://simp.pl/ welding technology review – www.pspaw.pl vol. 94. 2022 7 7 and weighed at room temperature in air and liquid. the volume loss was calculated from the measured average density of the hardfaced layer and the average mass loss after abrasion using the equation below. volume loss [mm^3]=(mass loss [g])/(density [g/(cm^3 )])×1000 (1) the archimedes method, according to iso astm d792 standard, was used to measure the density of the hardfaced layer. a radwag as 220.r2 analytical laboratory balance (radwag, warsaw, poland) was used in the measurement along with a set for archimedes-method-based density measurements. the microhardness of the hardfaced layers were tested using the microhardness tester fm-ars 9000 (future-tech corp., tokyo, japan) to obtain the vickers hardness with a load of 1kg. the hardness values of the matrix were determined by measuring the hardness in a cross-sectional manner from the surface of the coating to the substrate with 0.3mm between each point. the surface hardness was measured with a rockwell hardness tester shr-1500e (guizhou sunpoc tech industry co., ltd., guiyang city, china) with a load of 150kg, to determine effects of the different process parameters on the hardness of the prepared hardfaced layers. results visualisation of scanning electron microscopy of the powders morphology the significance of metal matrix composites (mmc) powders is greatly influenced by the shape of the powder particles. angular shaped powders are mostly preferred in wear-resistant applications, whereas spherical shaped powders are desirable in high toughness applications. a balance of these morphologies however, results in a more mechanically balanced material that is suitable for applications requiring corrosion resistance, high hardness, high toughness, and wear resistance [15]. the morphology of the powders used in the pptaw process was obtained by scanning electron microscopy. the images obtained from this analysis are presented in fig. 3 and fig. 4. the sem images show a mix morphology of spherical and angular shaped powders. the matrix powder particles had spherical shapes, whiles the wc particles appeared with sharp-edged angular morphology. fig. 3. sem images of pe 8214 powders; (a) 200x; (b) 500x fig. 4. sem images of pg 6503 powders; (a) 200x; (b) 500x (a) (b) (a) (b) https://pspaw.pl/pspaw/issue/archive https://pspaw.pl/pspaw/index https://simp.pl/ welding technology review – www.pspaw.pl vol. 94. 2022 8 8 microstructure of prepared samples considering the strong direct relationship between the structure and properties of materials, it was necessary to examine the microstructure of the prepared samples under the various conditions of preparation. the obtained micrographs, at a magnification of 500x, provide information on the dissolution of the wc particles in the ni-based alloyed matrices under the various conditions of varying pptaw process parameters – pgfr and pta current. these micrographs are shown in fig. 5. when the plasma gas flow rate (pgfr) was increased to 1.2 l/min (fig. 5a) from 1.0 l/min (fig. 5c), the carbides are seen in the matrix with softer edges, indicating a degree of dissolution into the matrix. when the pgfr was further increased to 1.5 l/min (fig. 5d), there is still seen this same level of dissolution as seen when the pgfr was 1.0 l/min (fig. 5c). the level of dissolution of the carbides into the matrix was significantly seen when the pgfr was increased from 1.0 l/min to 1.2 l/min. however, when the pgfr was increased from 1.2 l/min to 1.5 l/min, there was no observation of a significant level of dissolution between these pgfr values. pg 6503 110 a, 1.3 mm/s, 1.2 l/min pg 6503 150 a, 1.3 mm/s, 1.2 l/min (a) (b) pg 6503 110 a, 1.3 mm/s, 1.0 l/min pg 6503 110 a, 1.3 mm/s, 1.5 l/min (c) (d) https://pspaw.pl/pspaw/issue/archive https://pspaw.pl/pspaw/index https://simp.pl/ welding technology review – www.pspaw.pl vol. 94. 2022 9 9 pe 8214 110 a, 1.3 mm/s, 1.2 l/min pe 8214 150 a, 1.3 mm/s, 1.2 l/min (e) (f) pe 8214 110 a, 1.3 mm/s, 1.0 l/min pe 8214 110 a, 1.3 mm/s, 1.5 l/min (g) (h) fig. 5. micrographs of the prepared samples at 500x magnification (a) pg-1 (b) pg-2 (c) pg-3 (d) pg-4 (e) pe-5 (f) pe-6 (g) pe-7 (h) pe-8 similarly for layers prepared with powder pe 8214, it is observed from the micrographs that the increase in the pgfr from 1.0 l/min (fig. 5g) to 1.2 l/min (fig. 5f), resulted in an observation of a slight dissolution of the carbides into the matrix. as the pgfr was increased further to 1.5 l/min (fig. 5h), there is no longer seen enough dissolution of the carbides into the matrix. generally, increasing the pgfr increased the degree of dissolution of the carbide particles into the matrix. also, as the current was increased, the degree of dissolution of the carbides into the matrix was seen to increase slightly. although this dissolution is not dramatic, the edges of the carbides when the current was 150a (fig. 5b, and 5f), were less sharp compared to when the current was 110a (fig. 5a and 5e). crack sites in the coatings the formation of cracks, as well as their origin and propagation were investigated using digital microscopy. information regarding the depth of the cracks was also investigated in a penetration test using the guidelines outlined in the pn-en iso 3452 standard. images from the digital microscopy and penetration tests are presented in fig. 6 and fig. 7, with details on surface crack development. https://pspaw.pl/pspaw/issue/archive https://pspaw.pl/pspaw/index https://simp.pl/ welding technology review – www.pspaw.pl vol. 94. 2022 10 10 pg 6503 110 a, 1.3 mm/s, 1.2 l/min pg 6503 150 a, 1.3 mm/s, 1.2 l/min (a) (b) pg 6503 110 a, 1.3 mm/s, 1.0 l/min pg 6503 110 a, 1.3 mm/s, 1.5 l/min (c) (d) pe 8214 110 a, 1.3 mm/s, 1.2 l/min pe 8214 150 a, 1.3 mm/s, 1.2 l/min (e) (f) pe 8214 110 a, 1.3 mm/s, 1.0 l/min pe 8214 110 a, 1.3 mm/s, 1.5 l/min (g) (h) fig. 6. digital images of the surfaces of as-deposited hardfaced layers showing crack development and surface porosity, (a) pg-1 (b) pg-2 (c) pg-3 (d) pg-4 (e) pe-5 (f) pe-6 (g) pe-7 (h) pe-8 https://pspaw.pl/pspaw/issue/archive https://pspaw.pl/pspaw/index https://simp.pl/ welding technology review – www.pspaw.pl vol. 94. 2022 11 11 pg 6503 110 a, 1.3 mm/s, 1.2 l/min pg 6503 150 a, 1.3 mm/s, 1.2 l/min (a) (b) pg 6503 110 a, 1.3 mm/s, 1.0 l/min pg 6503 110 a, 1.3 mm/s, 1.5 l/min (c) (d) pe 8214 110 a, 1.3 mm/s, 1.2 l/min pe 8214 150 a, 1.3 mm/s, 1.2 l/min (e) (f) pe 8214 110 a, 1.3 mm/s, 1.0 l/min pe 8214 110 a, 1.3 mm/s, 1.5 l/min (g) (h) fig. 7. images of samples after penetration test showing the origin and depth of cracks on the surfaces of the hardfaced layers(a) pg-1 (b) pg-2 (c) pg-3 (d) pg-4 (e) pe-5 (f) pe-6 (g) pe-7 (h) pe-8 it was observed form both the digital microscopy and penetration tests that, the samples prepared with the powder pe 8214 had more cracks than the samples prepared with the powder pg 6503. the penetration test resulted in providing information on visible cracks that had been formed in the samples after preparation. as the pgfr was increased from 1.0 l/min to 1.2 l/min, there is no significant changes in the number of crack sites on the surface. however, when the pgfr was increased to 1.5 l/min, the number of crack sites were seen to increase. for all coatings prepared by both powders, there was a common observation that increasing the ptaw current, whiles keeping all other parameters equal, reduced the number of crack sites in the coatings. abrasive wear resistance abrasive wear resistance tests were carried out to investigate the metal-mineral abrasive wear performance of the prepared hardfaced layers against the abrasive resistant material hardox 400 (ar400). the volume loss was estimated due to high difference between the density of wc and metallic matrix and the reference material. the abrasive wear resistance test results are presented in table ii. the relative abrasive wear resistance was computed against that of the reference material, ar400. https://pspaw.pl/pspaw/issue/archive https://pspaw.pl/pspaw/index https://simp.pl/ welding technology review – www.pspaw.pl vol. 94. 2022 12 12 table ii. results of the metal-mineral abrasive wear resistance tests concerning the surface layer pptaw deposition of nisib+60%wc and nicrsib+45%wc composite powders on mild steel in comparison with the abrasive wear resistance of abrasion resistant steel ar400 sample id mass before test, g mass after test, g mass loss, g average mass loss, g material density, g/cm3 average volume loss, mm3 relative abrasive wear resistance* ptaw hardfaced layer (nisib+60%wc) pg-1 228.6697 228.3604 0.3093 0.3093 11.1935 27.6321 4.8 pg-2 231.6575 230.8754 0.7821 0.7821 11.1935 69.8709 1.9 pg-3 226.4951 226.2412 0.2539 0.2539 11.1935 22.6828 3.1 pg-4 221.7090 221.2348 0.4742 0.4742 11.1935 42.3639 2.7 ptaw hardfaced layer (nicrsib+45%wc) pe-5 209.0038 208.7471 0.2567 0.2567 9.8274 26.1208 5.1 pe-6 196.0594 195.6905 0.3689 0.3689 9.8274 37.5378 3.5 pe-7 195.6418 195.3264 0.3154 0.3154 9.8274 32.0939 4.7 pe-8 227.8358 227.5979 0.2379 0.2379 9.8274 24.2078 5.5 reference material ar400 steel h1 h2 104.6219 111.7377 103.4971 110.7989 1.1248 0.9388 1.0318 7.7836 132.5607 1.0 *relative abrasive wear resistance is in relation to the abrasion-resistant steel ar400 . the graph below shows the average volume losses of the specimen compared to that of the reference material (ref.). fig. 8. (a) graph showing how the average volume losses of the specimen compare to the average volume loss of the reference material (b) relative abrasive wear resistance with changes in pgfr 0 50 100 150 pg-1 pg-2 pg-3 pg-4 pe-5 pe-6 pe-7 pe-8 ref. a v e ra g e v o lu m e l o ss , m m 3 sample id 0 2 4 6 r e la ti v e a b ra si v e w e a r r e si st a n ce sample id (pgfr) (a) (b) https://pspaw.pl/pspaw/issue/archive https://pspaw.pl/pspaw/index https://simp.pl/ welding technology review – www.pspaw.pl vol. 94. 2022 13 13 when comparing the average volume losses of the specimen to the average volume loss of the reference material in fig. 8 (a), the average volume losses of the samples prepared using the powder pg 6503 were relatively higher, with an average of 40.64 mm3 volume loss, than the average volume losses of the samples prepared using the powder pe 8214, which had an average of 29.99 mm3. it is seen in fig. 8 (b) that for the samples prepared using powder pg 6503, the relative abrasive wear resistance increased with a slight increase in the pgfr but decreased significantly as the pgfr was further increased. conversely, for the coatings prepared using the powder pe 8214, the relative abrasive wear resistance increased as the pgfr was increased. the samples prepared with the powder pe 8214 exhibited increase in the relative abrasive wear resistance with increasing pgfr from 1.0 l/min to 1.2 l/min, because more particles started melting into the matrix. for pe-8 which has a pgfr of 1.5 l/min, the level of porosity in the coating was relatively lower, which resulted in a higher relative abrasive wear resistance. the calculations of relative abrasive wear resistance in table ii, show that, in the case of the coatings prepared with powder pg 6503, the relative abrasive wear resistance significantly reduced as the current was increased from 110a in pg-1 to 150a in pg-2. similarly, there was a reduction in the relative abrasive wear resistance in the coatings prepared with the powder pe 8214 when the current was increased from 110a in pe-5, to 150a in pe-6. the layers prepared with powders of pe 8214 exhibited higher relative abrasive wear resistance than those prepared with the powders of pg 6503. hardfaced layer hardness the surface hardness was tested for the hardfacings to investigate the contributions of the various process parameters on the hardness of the surface. this was also used to investigate the effects of the heat affected zones (haz) on the microhardness of the layers. table iii shows the microhardness results for both the matrix and the carbides for the layers based on both powders. the results of the rockwell c surface hardness test are presented in table iv. table iii. microhardness across the cross-section of hardfaced layers sample id microhardness of matrix, hv microhardness of carbides, hv mean standard dev. mean standard dev. pg-1 573.3 10.2 2128.7 33.3 pg-2 687.0 2.4 2162.7 76.1 pg-3 590.7 5.2 2413.0 62.9 pg-4 673.0 18.5 2275.0 49.5 pe-5 844.7 23.2 2436.3 24.1 pe-6 888.7 23.8 2343.3 61.6 pe-7 888.7 18.0 2349.3 38.7 pe-8 893.0 16.1 2391.3 80.5 table iv. surface hardness of hardfaced layers sample id pg-1 pg-2 pg-3 pg-4 pe-5 pe-6 pe-7 pe-8 rockwell c hardness, hrc mean 47.3 47.7 46.3 48.3 52.7 55.3 58.3 55.7 standard dev. 2.6 2.5 0.5 1.2 3.3 2.9 3.7 1.2 the measured microhardness as observed in the matrix, was seen to be high from the surface of the coating and when it gets into the interface, which is around 2.7 mm to 3.0 mm away from the surface, a decrease begins. this proceeds further and the lowest microhardness is seen in the substrate material. it is observed from tables iii and iv that the hardness values of the samples prepared by the powder pe 8214 (nicrsib+45%wc) were greater than the values of the samples prepared by the powder pg 6503 (nisib+60%wc), from the surfaces of the coatings and even at the interfaces. however, the values were seemingly the same in the substrate material. this observation of higher hardness in pe 8214 than pg 6503 can be explained by the presence of chromium in the powder pe 8214. in a study, tian et. al., [16] investigated the effect of chromium content on the mechanical properties of an alloy. findings from the study reported that increasing the chromium content in the alloy significantly increased the hardness and the wear resistance of the alloy. https://pspaw.pl/pspaw/issue/archive https://pspaw.pl/pspaw/index https://simp.pl/ welding technology review – www.pspaw.pl vol. 94. 2022 14 14 discussion effect of mmc powder particle morphology the selection of the wear resistant powders used in this study was aimed at the morphological structure of the powder particles, as well as the effects of this morphology on the wear resistance of the produced hardfaced layers. the morphology of the powders used, under the sem (fig. 3 and 4), had a mixed morphology of spherical and angular shapes. in a study on the effects of wc powder particle morphology on the wear rate of surface coatings, huang et. al., [17] reported that the wear resistance of the coating layer is influenced by a mean free distance which exists between wc particles, where even the slightest dissolution of the wc particles would have significant effects on the wear properties of the coating. this was observed because the hardfaced layers formed by spherical powder particles show relatively wider gaps between the reinforcement, which contrasts with the interlocking nature of the structure formed by the angular powder particles, reducing the contact between the abrasive particle and the matrix material [17]. this observation is supported in this study; as less wc particles are dissolved in fig 5 (c) than in fig 5 (d), the relative abrasive wear resistance correspondingly increased from pg-4 to pg-3, as reported in table ii. effects of pgfr on the mechanical properties of the hardfaced layers the current state of pptaw provides insight on how plasmas gas flow rate (pgfr) is a major contributing factor to the resultant mechanical properties of the hardfaced layer [18,19]. in this study, the effects of pgfr on the microstructure, hardness, abrasive wear resistance, crack formation and propagation, of the hardfaced layers were studied. an increase in the pgfr had a corresponding increase in the rate of dissolution of the particulate carbides into the matrix. this increase however was seen to be not significant as the pgfr values increased further. this observation can be explained by the presence of residual plasma gas in the plasma jet when the pgfr is high. this inhibits progressive heat dissipation and consequently prevents further dissolution of powder particles[20]. there was a direct relationship between the values of pgfr and the number of crack sites present in the hardfaced layer, for layers prepared from both powders. at higher values of pgfr, there is increased pore formation resulting from plasma gas that has been entrapped in the plasma jet. this entrapment results in inadequate melting of particles that have agglomerated and hence they exhibit low thermal conductivity, resulting in poor resistance to crack formation by the hardfaced layers. the abrasive wear resistance exhibited by the layers prepared with the powder with composition nicrsib+45%wc (pe – 8214) was generally higher than that exhibited by the layers prepared with the powder nisib+60%wc (pg – 6504). this observation is particularly noticeable as the pgfr was increased in both situations and it can be attributed to the presence of chromium in the pe – 8214 powders. alloying with cr generally increases the wear resistance of materials [16]. el-mahallawi et. al., [21] evaluated the effect of cr in alloys by studying high manganese steel containing 1-7 and 2-3 wt% cr. these steels were subjected to different wear conditions including abrasion, corrosion, and combined impact-abrasive wear. the performance of these cr alloyed steels was compared to plain hadfield steels, and it was reported that the cr alloyed manganese steels had wear resistance superior to those of the hadfield steels. this also supports the observation of an increase in the abrasive wear resistance as the pgfr was increased for samples prepared with this powder. the pgfr aids in introducing powder materials onto the surface of the substrate and as it increases, the more powders are deposited in the pptaw process [20]. this increases overall the cr content, with a corresponding increase in wear resistance. a similar outcome was observed in the study by tian et. al., [16] on the effect of chromium content on microstructure, hardness, and wear resistance of ascast fe-cr-b alloy. the cr content was varied from 0wt% in incremental of 4wt% to 20wt%. it was reportedly observed that as the cr content increased, the wear resistance and hardness also increased until reaching an equilibrium at 12wt% cr, after which there was not much significant increase in these mechanical properties. hardfaced layers prepared by both powders exhibited an increase in hardness when the pgfr was also increased. as the pgfr was increased, the plasma power correspondingly increased, resulting in a higher particle temperature. with an increased temperature of the particles, dissolution of the carbides into the matrix is accelerated. this enhances the adhesion between the particles, resulting in lower porosity and enhanced hardness [22]. https://pspaw.pl/pspaw/issue/archive https://pspaw.pl/pspaw/index https://simp.pl/ welding technology review – www.pspaw.pl vol. 94. 2022 15 15 effects of pta current on the mechanical properties of the hardfaced layers increasing the pptaw process current resulted in higher degrees of dissolution of the carbides into the matrix, with corresponding reduction in crack formation, as well as the number of crack sites in the layered coatings. the surfaces of the coatings tend to be relatively smoother and with less cracks when the pta current increases. this is because as the current increases, the particles absorb more energy, creating a rise in particle temperature, resulting in the eventual reduction in porosity of the system [15]. the state of stress in the padding weld is also affected by the amount of heat introduced into the material. the greater the amount of the supplied heat, the slower the rate of dissipation of heat from the material into the environment, resulting in a lower stress state and an eventual reduction in cracks [23]. a rise in the plasma arc current mostly results in an increase in the fraction of the base material in the padding weld, resulting in an increase in wear resistance [24]. in this work however, for both powders, the coatings formed had a reduction in the relative abrasive wear resistance when the current was increased from 110a to 150a. this is because it was observed that an increase in the pta current increased the dissolution of the powder particles. this caused the surface to be relatively smoother with relatively shallow grooves on the surface as shown in samples pg-1 (fig. 2a) and pg-2 (fig. 2b). this relatively smoother surface and shallow surface grooves contribute to the reduction in the relative abrasive wear resistance of the coatings [25]. adjusting the pta current higher provides more energy to be absorbed by the powder particles, causing an increase in temperature. this results in reduction in porosity as the rate of dissolution of the powder particles increases with increasing pta current. the relatively higher rate of particle dissolution and lower levels of porosity associated with an increase in the pta current consequently results in the increase in the hardness of the coatings [26]. this is indicative of the higher microhardness values recorded in this study as the pta current was increased. it is reported in tables iii and iv that as the pta current was increased, there was a corresponding increase in the surface hardness as well as the depth of the microhardness across the cross-section of the layers. this is because the depth of the heat affected zone (haz) increases as the pta current increases since there is a rise in the output heat of the plasma in this situation. comparison of the size of the haz with increase in pta is visualized in fig. 9. higher hardness is desirable in some applications, however, due to the growth of the haz as the pta current is increased, producing the hardfaced layers at higher pta current intensities is not encouraged. this is because the introduced heat results in a more brittle microstructure upon cooling, and this will significantly affect the toughness of the material and result in poor adhesion at the substrate-coating interface [27]. fig. 9 comparison of heat affected zones (haz) with an increase in pta current (a) the haz is smaller with a lower value of pta current at 110a (b) the haz is relatively larger with an increased value of pta current at 150a wear mechanism the abrasive wear resistance tests performed on the prepared hardfaced layers proceeded in conformity to the procedures outlined in astm g65-00. a rubber wheel with quartz sand of grain size 0.297 mm – 0.210 mm was used for this test. a visualization of the sequence of wear has been presented in fig. 10. initially, there is removal of tiny amounts of wear debris from the surface as the rubber wheel and quartz sand get into contact with the surface in fig. 10a. at this stage, the the bulk of the wc particles are positioned slightly below the surface. the surface is moslty composed of the ni-based matrix. revolutions from the rubber wheel propel the quartz sand to remove material from the surface as the wear phenomenon gradually approaches the mass of the wc particles. as the quartz sand eventually gets into contact with the wc particles, it gradually smears and begins to wear off the carbides. as the operation proceeds, wear debris rich in carbides form on the surface of the layer (fig. 10b). this film reduces the friction from the quartz sand and (a) (b) weld bead haz substrate material https://pspaw.pl/pspaw/issue/archive https://pspaw.pl/pspaw/index https://simp.pl/ welding technology review – www.pspaw.pl vol. 94. 2022 16 16 eventually reduces the wear rate significantly. the position of the bulk of the wc particles away from the surface of the layer depends on the values of pgfr and pta current. these parameters increase the heat of the system as they increase, causing more melting of the powder particles on the surface. with an increase in the pta current, the surface of the layer becomes smoother, facilitating the wear rates of the quartz sand on the surface [28,29]. . fig. 10. wear mechanism of hardfaced layers (a) onset of wear, rubber wheel and quartz sand in contact with the surface of hardfaced layers. immediate surface is free of wc particles (b) final stage of wear, rubber wheel and quartz sand have worn off wc particle-free surface and now in contact with wear debris rich in carbides, reducing wear friction conclusions 1. powder plasma transferred arc welding (pptaw) technology was used to prepare hardfaced layers on the surface of a mild steel plate based on the powders of wear-resistant ni-based matrix with wc reinforced mmcs of composition nicrsib+45%wc and nisib+60%wc. relative to wear-resistant steel hardox 400, the wear resistance of the prepared layers was significantly higher. the introduction of cr as an alloying element contributed to increasing the hardness and wear resistance of the layers. coatings were prepared by varying the pptaw process parameters – pgfr at 1.0 l/min, 1.2 l/min and 1.5 l/m, and plasma arc current at 110a and 150a. 2. adjustment of the pgfr to slightly higher values had a corresponding increase in the rate of dissolution of the wc particles in the ni-based matrix, in its microstructure. this resulted in an increase in the hardness of the hardfaced layer, as well as increase in the abrasive wear resistance. however, at higher values of pgfr, there is development of more cracks on the surface of the layers. 3. increasing the pta current also increased the amount of heat introduced and absorbed by the particles, creating a larger heat affected zone (haz). the hardness of the hardfaced layer was observed to increase, however, this increase in pta current resulted in a reduction in wear resistance. the higher heat accompanying the increased current resulted in more dissolution of the wc particles into the ni-based matrix, revealing a much smoother surface with less cracks. author contributions: conceptualization and methodology, a.c. and m.a.; test samples preparation, a. a., n.c., ł.w. and m.a.; microscopes, metallography, and hardness, o.b., m.ż., m.j.; ndt, m.ż. and a.a.; wear resistance, a.c.; validation and formal analysis, a.a., o.b., a.c., m.a.; writing—original draft, a.a., o.b. funding: this research was partially funded by silesian university of technology under program “inicjatywa doskonałości – uczelnia badawcza”, grant number 31/010/sdu20/0006-10 acknowledgments: the authors would like to express thanks to castolin sp. z o.o., leonarda da vinci 5 str., 44-109 gliwice, poland for technical support in test samples preparation. references 1. fotovvati, b.; namdari, n.; dehghanghadikolaei, a. on coating techniques for surface protection: a review. j. manuf. mater. process. 2019, 3, 28, doi:10.3390/jmmp3010028. 2. ashby, m.f.; jones, d.r.h. engineering materials 1: an introduction to properties, applications and design; elsevier, 2012; vol. 1; isbn 0080966659. (a) (b) rubber wheel rubber wheel https://pspaw.pl/pspaw/issue/archive https://pspaw.pl/pspaw/index https://simp.pl/ welding technology review – www.pspaw.pl vol. 94. 2022 17 17 3. kern, w.; schuegraf, k.k. deposition technologies and applications: introduction and overview. in handbook of thin film deposition processes and techniques; elsevier, 2001; pp. 11–43. 4. branagan, d.j.; marshall, m.c.; meacham, b.e. high toughness high hardness iron based ptaw weld materials. mater. sci. eng. a 2006, 428, 116–123, doi:10.1016/j.msea.2006.04.089. 5. veinthal, r.; sergejev, f.; zikin, a.; tarbe, r.; hornung, j. abrasive impact wear and surface fatigue wear behaviour of fe–cr–c pta overlays. wear 2013, 301, 102–108, doi:10.1016/j.wear.2013.01.077. 6. rohan, p.; boxanova, m.; zhang, l.; kramar, t.; lukac, f. high speed steel deposited by pulsed ptafrequency influence. in proceedings of the proceedings to international thermal spray conference, dusseldorf, germany; 2017; pp. 404–407. 7. zikin, a.; hussainova, i.; katsich, c.; badisch, e.; tomastik, c. advanced chromium carbide-based hardfacings. surf. coatings technol. 2012, 206, 4270–4278, doi:10.1016/j.surfcoat.2012.04.039. 8. skowrońska, b.; sokołowski, w.; rostamian, r. structural investigation of the plasma transferred arc hardfaced glass mold after operation. weld. technol. rev. 2020, 92, 55–56, doi:10.26628/wtr.v92i3.1109. 9. bober, m.; senkara, j. comparative tests of plasma-surfaced nickel layers with chromium and titanium carbides. weld. int. 2016, 30, 107–111, doi:10.1080/09507116.2014.937616. 10. niu, j.; guo, w.; guo, m.; lu, s. plasma application in thermal processing of materials. vacuum 2002, 65, 263–266, doi:10.1016/s0042-207x(01)00430-4. 11. mendez, p.f.; barnes, n.; bell, k.; borle, s.d.; gajapathi, s.s.; guest, s.d.; izadi, h.; gol, a.k.; wood, g. welding processes for wear resistant overlays. j. manuf. process. 2014, 16, 4–25, doi:10.1016/j.jmapro.2013.06.011. 12. kesavan, d.; kamaraj, m. the microstructure and high temperature wear performance of a nickel base hardfaced coating. surf. coatings technol. 2010, 204, 4034–4043, doi:10.1016/j.surfcoat.2010.05.022. 13. szala, m.; hejwowski, t.; lenart, i. cavitation erosion resistance of ni-co based coatings. adv. sci. technol. res. j. 2014, 8, doi:10.1016/j.wear.2011.05.012. 14. mandal, s.; kumar, s.; bhargava, p.; premsingh, c.h.; paul, c.p.; kukreja, l.m. an experimental investigation and analysis of ptaw process. mater. manuf. process. 2015, 30, 1131–1137, doi:10.1080/10426914.2014.984227. 15. qi, c.; zhan, x.; gao, q.; liu, l.; song, y.; li, y. the influence of the pre-placed powder layers on the morphology, microscopic characteristics and microhardness of ti-6al-4v/wc mmc coatings during laser cladding. opt. laser technol. 2019, 119, 105572, doi:10.1016/j.optlastec.2019.105572. 16. ye, t.; ju, j.; fu, h.; ma, s.; lin, j.; lei, y. effects of chromium content on microstructure, hardness, and wear resistance of as-cast fe-cr-b alloy. j. mater. eng. perform. 2018, 28, 6427–6437, doi:10.1007/s11665-019-04369-5. 17. huang, s.w.; samandi, m.; brandt, m. abrasive wear performance and microstructure of laser clad wc/ni layers. wear 2004, 256, 1095–1105, doi:10.1016/s0043-1648(03)00526-x. 18. czupryński, a.; żuk, m. matrix composite coatings deposited on aisi 4715 steel by powder plasma-transferred arc welding. part 3. comparison of the brittle fracture resistance of wearresistant composite layers surfaced using the pptaw method. materials (basel). 2021, 14, 6066, doi:10.3390/ma14206066. 19. xu, h.; huang, h.; liu, z. influence of plasma transferred arc remelting on microstructure and properties of ptaw-deposited ni-based overlay coating. j. therm. spray technol. 2021, 30, 946–958, doi:10.1007/s11666-021-01183-1. 20. li, g.l.; ma, j.l.; wang, h.d.; kang, j.j.; xu, b.s. effects of argon gas flow rate on the microstructure and micromechanical properties of supersonic plasma sprayed nanostructured al 2 o 3 -13 wt.%tio 2 coatings. appl. surf. sci. 2014, 311, 124–130, doi:10.1016/j.apsusc.2014.05.025. 21. el-mahallawi, i.; abdel-karim, r.; naguib, a. evaluation of effect of chromium on wear performance of high manganese steel. mater. sci. technol. 2001, 17, 1385–1390, doi:10.1179/026708301101509340. 22. wilden, j.; bergmann, j.p.; frank, h. plasma transferred arc welding—modeling and experimental optimization. j. therm. spray technol. 2006, 15, 779–784, doi:10.1361/105996306x146767. 23. yibo, x.; dongqing, l.; zhizhen, z.; jianjun, l.; tiantian, d. the effect of different arc currents on the microstructure and tribological behaviors of cu. 2018, doi:10.3390/met8120984. 24. czupryński, a. microstructure and abrasive wear resistance of metal matrix composite coatings deposited on steel grade aisi 4715 by powder plasma transferred arc welding part 1. mechanical and structural properties of a cobalt-based alloy surface layer reinforced with p. materials (basel). 2021, 14, 2382, doi:10.3390/ma14112805. https://pspaw.pl/pspaw/issue/archive https://pspaw.pl/pspaw/index https://simp.pl/ welding technology review – www.pspaw.pl vol. 94. 2022 18 18 25. fernandes, f.; lopes, b.; cavaleiro, a.; ramalho, a.; loureiro, a. effect of arc current on microstructure and wear characteristics of a ni-based coating deposited by pta on gray cast iron. surf. coatings technol. 2011, 205, 4094–4106, doi:10.1016/j.surfcoat.2011.03.008. 26. paes, r.m.g.; scheid, a. effect of deposition current on microstructure and properties of cocrwc alloy pta coatings. soldag. inspeção 2014, 19, 247–254, doi:10.1590/0104-9224/si1903.07. 27. om, h.; pandey, s. effect of heat input on dilution and heat affected zone in submerged arc welding process. sadhana 2013, 38, 1369–1391, doi:10.1007/s12046-013-0182-9. 28. bansal, a.; zafar, s.; sharma, a.k. microstructure and abrasive wear performance of ni-wc composite microwave clad. j. mater. eng. perform. 2015, 24, 3708–3716, doi:10.1007/s11665-015-1657-0. 29. qiao, l.; wu, y.; hong, s.; long, w.; cheng, j. wet abrasive wear behavior of wc-based cermet coatings prepared by hvof spraying. ceram. int. 2021, 47, 1829–1836, doi:10.1016/j.ceramint.2020.09.009. © 2022 by the authors. submitted for possible open access publication under the terms and conditions of the creative commons attribution (cc by) license (http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/). https://pspaw.pl/pspaw/issue/archive https://pspaw.pl/pspaw/index https://simp.pl/ ps 9 2017 www.pdf 37przegląd  spawalnictwa vol. 89 9/2017 analiza mikropaskowego czujnika naprężeń   z prostokątnym promiennikiem analysis of rectangular microstrip strain sensor dr inż. przemysław łopato, mgr inż. michał herbko – zachodniopomorski uniwersytet technologiczny w szczecinie. autor korespondencyjny/corresponding author: michal.herbko@zut.edu.pl streszczenie przetworniki mikropaskowe umożliwiają monitorowanie odkształcenia i pośrednio naprężenia badanego elementu konstrukcyjnego. określenia odkształceń dokonuje się poprzez pomiar charakterystyki współczynnika odbicia s11 w funkcji częstotliwości. czujniki tego rodzaju wykazują liniową zależność zmian częstotliwości rezonansowych od wydłużenia badanego elementu, tak więc mogą być dobrą alternatywą dla tensometrów. w artykule zbadano, stosując metodę elementów skończonych, jak czułość przetwornika zależy od jego rozmiaru. słowa kluczowe: antenowy czujnik mikropaskowy; pomiar odkształceń; technika mikrofalowa; badania nieniszczące; shm abstract microstrip sensors allow measurement of deformation and indirectly stress of construction element. evaluation of deformation is done by measuring the characteristics of the reflection coefficient s11 as a function of frequency. this kind of sensor has a linear dependence between the shift of the resonant frequency and strain, so, it can be alternative for strain gauges. in this article the dependence between the sensitivity of the sensor and its size was examined using finite element modeling. keywords:  microstrip antenna sensor; deformation measurement; microwave technique; nondestructive testing; shm wstęp jednym z najważniejszych parametrów, które należy rozważyć przy projektowaniu konstrukcji jest jej potencjalna długość użytkowania. zadanie to jest trudne ze względu na brak możliwości dokładnej oceny warunków pogodowych, zmienność obciążenia struktury, a także różnic w jakości wykonania. przy projektowaniu zakłada się pewne wartości szacunkowe, które mogą okazać się zawyżone lub zaniżone. aby zapewnić bezpieczeństwo podczas eksploatacji samolotów czy obiektów użytku cywilnego stosuje się badania nieniszczące (ang. nondestructive testing). w dzisiejszych czasach coraz częściej okresowe inspekcje stanu konstrukcji zastępowane lub wspomagane są przez systemy structural health monitoring (shm). jest to spowodowane skomplikowanymi procedurami oraz wysokimi kosztami utrzymania. najważniejszą zaletą techniki shm jest możliwość monitorowania obiektu w czasie rzeczywistym, poprzez odpowiednio wczesną detekcję zmian parametrów mających wpływ na właściwości konstrukcji. dzięki temu można zmniejszyć koszty naprawy uszkodzonej struktury lub całkowicie zapobiec awarii poprzez wykonanie odpowiednich czynności np. usunięcie nadmiaru śniegu z dachu. ponadto, systemy tego typu mogą sprawdzić i poinformować o stanie konstrukcji po niebezpiecznych anomaliach pogodowych takich jak huragany, trzęsienia ziemi lub obfite opady śniegu [1,2]. typowy system shm składa się przemysław łopato, michał herbko przeglad welding technology review z: czujników, jednostki obliczeniowej oraz algorytmów umożliwiających detekcję, identyfikację oraz predykcję rozwoju uszkodzeń mogących spowodować niebezpieczeństwo, w trakcie dalszego funkcjonowania obiektu w tym stanie. w przypadku samolotów technika ta nie tylko pozwala zapewnić większe bezpieczeństwo, ale również zmniejszyć koszty konserwacji, obniżyć masę maszyny, zmniejszyć liczbę przeglądów oraz skrócić ich czas, dzięki czemu zmniejsza się także czas postojów [3]. czujniki do monitorowania stanu odkształceń/naprężeń odgrywają kluczową rolę w monitorowaniu stanu konstrukcji. w przypadku systemów shm mostów, co drugi użyty sensor kontroluje te parametry [10]. w ostatnich latach pojawił się pomysł wykorzystania czujników mikropaskowych do pomiaru odkształceń i pośrednio naprężeń [4÷17]. czujniki tego typu są niczym innym jak antenami mikropaskowymi wykorzystywanymi choćby w telefonach komórkowych. jednak w przypadku anten mikropaskowych wykorzystywanych do wykrywania odkształceń priorytetowe są inne parametry niż w przypadku zastosowań telekomunikacyjnych. pomiaru odkształceń dokonuje się poprzez określenie charakterystyki częstotliwościowej współczynnika odbicia s11, za pomocą wektorowego analizatora sieci (vna). czujniki tego typu przykleja się w newralgicznych miejscach konstrukcji, a odkształcenia struktury powodują zmianę geometrii doi: http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v89i9 .810 38 przegląd  spawalnictwa vol. 89 9/2017 promiennika sensora, a tym samym na zmianę rozpływu prądów w promienniku. rozkład prądu w rezonatorze jest ściśle powiązany z częstotliwością rezonansową przetwornika fr, tak więc zmiana geometrii promiennika wpływa na zmianę jego częstotliwości rezonansowej. czujniki mikropaskowe mogą mieć taką samą budowę jak zwykłe anteny mikropaskowe, czyli z jednej strony dielektrycznego substratu rezonator, a z drugiej płaszczyznę masy. w przypadku monitorowania stanu elementów przewodzących płaszczyzna masy może być pominięta, rolę jej przejmie badany przewodzący element. taka konfiguracja czujnika daje dodatkową funkcjonalność, jaką jest monitorowanie stanu pęknięć. jednoczesne monitorowanie obu parametrów jest jednak niebezpieczne, ponieważ pęknięcie zdecydowanie mocniej wpływa na zmianę częstotliwości rezonansowej. problem jednoczesnego pomiaru naprężeń i pęknięć jednym czujnikiem tego rodzaju został rozwiązany w pracy [14]. w zaproponowanym rozwiązaniu jeden rezonans wykorzystywany był do pomiaru pęknięcia, a drugi do pomiaru naprężenia. czujniki tego rodzaju wykazują liniową zależność zmian częstotliwości rezonansowych od wydłużenia badanego elementu, więc stają się alternatywą dla tensometrów. porównując oba typy przetworników można stwierdzić, że: – mikropaskowy czujnik naprężeń w przeciwieństwie do tensometrów, daje możliwość dodatkowego monitorowania stanu pęknięć w elementach przewodzących [8]; – częstotliwość rezonansowa może być mierzona bezprzewodowo, natomiast tensometr wymaga modułu do bezprzewodowego przesyłania danych [5]; – antena mikropaskowa daje możliwość multipleksowania, dzięki czemu można utworzyć dużą sieć czujników, która zapewni pokrycie dużej powierzchni, natomiast multipleksowanie czujników tensometrycznych jest trudniejsze [5]. do pomiarów odkształceń i pośrednio naprężeń stosuje się promienniki o różnym kształcie. najpopularniejszym jest sensor z promiennikiem w kształcie prostokąta [5÷7,11÷13]. przetwornik ten jest bardzo czuły, kiedy siła działa na czujnik w kierunku równoległym do osi promiennika, natomiast w kierunku prostopadłym czułość jest zdecydowanie mniejsza. podobne wyniki otrzymano stosując czujnik z rezonatorem w kształcie koła [4]. jednym z rozwiązań tego problemu jest pomiar dwóch częstotliwości rezonansowych sensorem z promiennikiem w kształcie prostokąta [12]. taki sposób pomiaru eliminuje problem opisany powyżej, ponieważ pierwsza częstotliwość rezonansowa zmienia się bardziej dla naprężeń działających w kierunku równoległym do osi promiennika, natomiast druga częstotliwość rezonansowa jest bardziej czuła na siły działające prostopadle do osi promiennika. w tej metodzie pomiarowej trzeba monitorować szerszy zakres częstotliwości, przez co liczba punktów pomiarowych ulega zwiększeniu, w wyniku czego potrzebny jest analizator o większym zakresie częstotliwości, a także może wystąpić potrzeba zwiększenia kroku pomiarowego, ze względu na ograniczoną liczbę punktów pomiarowych vna. w [9,10,17] zaprezentowano czujniki o innych, bardziej skomplikowanych kształtach. charakteryzowały się również liniową zmianą częstotliwości rezonansowej pod wpływem obciążenia, były jednak czułe w kierunku prostopadłym, jak i równoległym do osi promiennika. w niniejszej pracy zbadane zostały zmiany częstotliwości rezonansowej dla przetworników z promiennikami w kształcie prostokąta o różnej częstotliwości operacyjnej. dla jednakowego poziomu naprężeń blachy ze stali konstrukcyjnej wyznaczono charakterystykę zmian częstotliwości rezonansowych δfr od częstotliwości rezonansowych fr czujników. przeprowadzona analiza miała na celu określenie wpływu rozmiarów przetwornika (pośrednio częstotliwości operacyjnej) na jego czułość. rys. 1. wymiary czujnika, w mm fig. 1. dimensions of the sensor, in mm projekt czujników podczas procesu projektowania przetwornika można wykorzystać następujące metody: model linii transmisyjnej, model wnękowy, model pełnofalowy, metodę elementów skończonych (fem) i metodę różnic skończonych (fdtd). wymiary czujników zostały wyznaczone za pomocą modelu linii transmisyjnej (rys. 1). na potrzeby przeprowadzonej analizy zaprojektowano 18 czujników w zakresie częstotliwości 0,5÷15 ghz, za pomocą następujących zależności [18]: – szerokość promiennika czujnika w: (1) – efektywna przenikalność elektryczna εreff promiennika: (2) – długość skrócenia δl: (3) – długość promiennika l: (4) – długość wcięcia dopasowującego impedancję promiennika do linii mikropaskowej y0: (5) gdzie: c – prędkość światła w próżni, fr – częstotliwość rezonansowa anteny, εr – przenikalność względna laminatu, h – grubość laminatu, λ – długość fali, z0 – projektowana impedancja promiennika, rin – rezystancja promiennika bez wcięcia. 39przegląd  spawalnictwa vol. 89 9/2017 rys. 2. model wykorzystywany podczas analizy numerycznej fig. 2. model used in numerical analysis rys. 3. obliczony rozkład naprężenia, w pa fig. 3. calculated stress distribution, in pa rys. 4. przemieszczenie, w mm fig. 4. displacement, in mm tablica i. wymiary zaprojektowanych czujników table i. dimensions of the designed sensors w tablicy i zaprezentowane zostały wymiary zaprojektowanych czujników. do analizy wybrano laminat mikrofalowy rogers rt5880 (εr = 2,2) o grubości 0,787 mm, który jest bardzo elastyczny (moduł younga e = 1,070 gpa), dzięki czemu sensor w bardzo niewielkim stopniu mechanicznie wpływa na element badany. przy projektowaniu czujników, aby uniknąć wygięcia płyty stalowej. jedna krawędź blachy została unieruchomiona, a przeciwległa obciążona siłą, aby uzyskać naprężenie równe 350 mpa, jak pokazano na rysunku 3. na rysunku 4 przedstawiono przemieszczenie wywołane działaniem zadanego wymuszenia. f [ghz] w [mm] l [mm] y0 [mm] 0,5 237,17 201,96 71,066 1 118,59 100,82 35,465 1,5 79,057 67,096 23,595 2 59,293 50,23 17,657 2,5 47,434 40,107 14,094 3 39,528 33,355 11,716 4 29,646 24,909 8,743 5 23,717 19,836 6,956 6 19,764 16,45 5,763 7 16,941 14,029 4,91 8 14,823 12,21 4,27 9 13,176 10,794 3,771 10 11,859 9,661 3,371 11 10,78 8,732 3,044 12 9,882 7,957 2,771 13 9,122 7,3 2,539 14 8,47 6,737 2,341 15 7,906 6,249 2,169 analiza numeryczna dla przetworników zaprojektowanych z wykorzystaniem modelu linii transmisyjnej wykonano analizę metodą fem. obliczenia zostały wykonane za pomocą oprogramowania comsol multiphysics 5.2., które umożliwia symulacje odkształcania elementu badanego, poprzez użycie modułu mechanicznego (solid mechanics) i następnie wykonywanie obliczeń elektromagnetycznych wysokiej częstotliwości (rf module), a zatem badanie charakterystyki współczynnika odbicia s11 mikropaskowego czujnika naprężeń przytwierdzonego do obciążanego elementu. w tym celu zbudowany został model przedstawiony na rysunku 2. zaprojektowane czujniki przytwierdzane były do blachy ze stali s355j2+n o grubości 2 mm. stal tego rodzaju stosuje się m.in. w konstrukcjach mostów. blacha ta miała kształt kwadratu o długości boku równego 7l, takie skalowanie zapewnia zachowanie takiego samego wpływu sensora na stopień rozciągnięcia elementu badanego. z drugiej strony przytwierdzono taki sam laminat, który uwzględniono wokół antenowego czujnika naprężeń zostały wprowadzone dwie sfery. wewnętrzna sfera pełni rolę otoczenia przetwornika – umożliwia wypromieniowanie i propagację fali elektromagnetycznej. zewnętrzna powłoka stanowi przestrzeń absorbującą (pml, ang. perfectly matched layers) fale elektromagnetyczne wytwarzane przez przetwornik, ograniczając przestrzeń obliczeń. mikropaskowy czujnik naprężeń umieszczony na stalowej blasze został umieszczony w centrum powyższych sfer. czujnik blacha s355j2+n laminat unieruchomiona powierzchnia oś promiennika pml 350 mpa 40 przegląd  spawalnictwa vol. 89 9/2017 rys. 7. charakterystyki współczynnika s11 w pobliżu częstotliwości rezonansowej dla przetwornika przymocowanego do nieobciążonej i obciążonej próbki (fr=10 ghz) fig.  7.  frequency response for s11 coefficient near the resonant frequency for sensor attached to an unloaded and loaded sample (fr=10ghz) w niniejszej pracy wykonano tylko obliczenia dla zerowego obciążenia oraz przy naprężeniu równym 350 mpa, ponieważ jak wykazano w [5÷7,11,12], zmiana częstotliwości w funkcji obciążenia ma charakter ściśle liniowy, przy pomiarach wykonywanych do granicy plastyczności materiału. przykładowe charakterystyki współczynnika odbicia dla różnych wartości naprężenia (0 i 350 mpa) zostały zaprezentowane na rysunku 7. można na ich podstawie zauważyć, że częstotliwość rezonansowa sensora maleje wraz z obciążeniem. w pracy postanowiono zbadać wartości zmian częstotliwości dla przetworników zaprojektowanych na różną częstotliwość rezonansową, na rysunku 8 pokazano charakterystykę zmian częstotliwości dla różnych przetworników. na podstawie, której wynika, że przetwornik o wyższej nominalnej częstotliwości rezonansowej charakteryzuje się większymi zmianami wartości δfr, a co za tym idzie większą czułością: (6) gdzie: δfr – zmiana częstotliwości rezonansowej; fr0mpa – częstotliwość czujnika przytwierdzonego do nieobciążonej próbki; fr350mpa – częstotliwość czujnika przytwierdzonego do próbki obciążonej. w modelu tym założono, że promiennik, linia mikropaskowa oraz masa są idealnymi przewodnikami, a substrat wykonany jest z laminatu rogers rt5880 o względnej przenikalności elektrycznej równej 2,2. następnym uproszczeniem, jakiego dokonano, jest przyjęcie zerowej grubości płaszczyzny przewodzącej (w rzeczywistości rzędu 35 µm), aby uniknąć powstania dużej liczby elementów w tych miejscach. obliczenia wykonywane były z krokiem 0,1 mhz, aby zapewnić wysoką dokładność przy wyznaczaniu częstotliwości rezonansowej. częstotliwość ta odpowiada minimum lokalnemu współczynnika s11, który reprezentuje stosunek mocy sygnału odbitego do mocy sygnału wejściowego. parametr ten wyznacza się w dziedzinie częstotliwości. na rysunku 5 przedstawiono charakterystykę współczynnika s11 czujnika zaprojektowanego na 10 ghz, jest to typowa charakterystyka dla anten mikropaskowych. otrzymano nieco mniejsze niż zakładano częstotliwości rezonansowe. efekt ten w proponowanej aplikacji nie ma większego znaczenia w przeciwieństwie do zastosowań telekomunikacyjnych, gdzie pasmo pracy jest ściśle zdefiniowane. natomiast na rysunku 6 zilustrowano rozkład pola elektrycznego dla częstotliwości rezonansowej tego czujnika, z którego można wywnioskować, że prąd płynie równolegle do osi promiennika. taki rozkład prądu zapewnia największą czułość na siły działające w kierunku równoległym do osi promiennika. rys. 6. rozkład pola elektrycznego (v/m) dla częstotliwości rezonansowej czujnika zaprojektowanego na 10 ghz fig. 6. distribution of the electric field (v/m) for the resonant frequency of the sensor designed at 10 ghz rys. 8. zależność δfr od częstotliwości rezonansowej przetwornika (naprężenie 350 mpa) fig. 8. relation between δfr and sensor resonant frequency (stress 350 mpa) fr [ghz] δ f r  [m h z] f [ghz] s 11  [d b ] rys. 5. charakterystyka współczynnika odbicia s11 czujnika zaprojektowanego na 10 ghz fig.  5. frequency response of reflection coefficient s11 in case of sensor designed for 10 ghz s 11  [d b ] f [hz] 0 mpa 350 mpa δfr 41przegląd  spawalnictwa vol. 89 9/2017 podsumowanie  w niniejszym artykule przeprowadzona została analiza czułości mikropaskowych czujników naprężeń z promiennikami w kształcie prostokąta o różnej nominalnej częstotliwości rezonansowej. z przeprowadzonych badań wynika, że wartość zmian częstotliwości rezonansowych (proporcjonalna do czułości) rośnie wraz ze wzrostem częstotliwości rezonansowej przetwornika. następną zaletą czujników o wyższym fr jest ich mniejszy rozmiar. należy jednak zwrócić uwagę na wyższy koszt vna, który umożliwia pomiar większego zakresu częstotliwości, co może znacząco zwiększyć koszt projektowanego systemu shm. obecny postęp w technologii mikrofalowych układów scalonych oraz ich masowa produkcja pozwalają zaryzykować stwierdzenie, że już wkrótce koszt systemu shm wykorzystującego przetworniki mikropaskowe będzie konkurencyjny względem tradycyjnych układów tensometrycznych. literatura [1] y. q. ni, k. y. wong: integrating bridge structural health monitoring and condition-based maintenance management, 4th international workshop on civil structural health monitoring, 2012 nov 6-8, berlin, germany. [2] c. ranieri, g. fabbrocino, e. cosenza: structural health monitoring systems as a tool for seismic protection, the 14th world conference on earthquake engineering, 2008 nov 12-17, beijing, china. [3] c. bockenheimer, h. speckmann: validation, verification and implementation shm at airbus, iwshm, 2013, standford, usa. [4] a. daliri, a. galehdar, s. john, c. h. wang w. s. t. rowe, ghorbani k.: wireless strain measurement using circular microstrip patch antennas, sensors and actuators a: physical, vol. 184, pp. 86-92, 2012. [5] u. s. tata: study of patch antennas for strain measurement, arlington, 2008. [6] w. wang, h. ge , t. liu t., liu m.: study of patch antennas for strain measurement, electromagnetic nondestructive evaluation (xviii), vol. 40, pp. 313-321, 2015. [7] n. sharama n., v. v. thakare: analysis of microstrip rectangular patch antenna as a strain sensor, international of research in electronic and communication technology, vol. 2, no. 2, pp. 17-19, 2015. [8] h. huang, flexible: wireless antenna sensor: a review, ieee sensors journal, vol. 13, no. 10, pp. 3865-3872, 2013. [9] a.daliri: slotted circular microstrip antenna application in strain based structural health monitoring, the 14th australian international aerospace congress, 2011 feb 28-mar 3: melbourne, australia. [10] a. daliri, c. h. wang, s. john, a. galehdar, w. s. t. rowe, k. ghorbani: multidirectional circular microstrip patch antenna strain sensor, asme 2011 conference on smart materials, adaptive structures and intelligent systems, 2011 sep 18-21, scottsdale, usa. [11] a. benchirouf, r. zichner, c. muller, o. kanoun: electromagnetic simulation of flexible strain sensor based microstrip patch antenna, international journal of microwave and optical technology, vol. 16, no. 6-i, pp. 397-401, 2015. [12] u. tata, h. huang, r. l. carter, chiao j. c.: exploiting a patch antenna for strain measurements, measurement science and technology, vol. 20., no. 1, pp. 1-7, 2009. [13] p. lopato, g. psuj, m. herbko, m. maciusowicz: evaluation of stress in steel structures using electromagnetic methods based on utilization of microstrip antenna sensor and monitoring of ac magnetization process, iapgoś, vol. 6, no. 4, pp. 32-36, 2016. [14] g. psuj, b.szymanik, p. lopato, m. herbko, m. maciusowicz: wielomodalne monitorowanie postępu zmian zmęczeniowych w stalowych elementach konstrukcji, przegląd spawalnictwa, vol. 88, nr 10, s. 104-109, 2016. [15] a. daliri, a. galehdar, w.s. rowe, k. ghorbani, s. john: utilising microstrip patch antenna strain sensors for structural health monitoring, journal of intelligent material systems and structures, vol. 23, no. 2, pp.169-182, 2011. [16] x. yi, t. wu, y. wang, r.t. leon, m.m. tentzeris, g. lantz: passive wireless smart-skin sensor using rfid-based folded patch antenna, international journal of smart and nano materials, vol. 2, no. 1, pp. 22-38, 2010. [17] m. herbko: mikrofalowy czujnik do monitorowania stanu odkształceń w materiałach, praca magisterska, zachodniopomorski uniwersytet technologiczny w szczecinie, szczecin, 2016. [18] c.a. balanis: antenna theory. third edition, john wiley & sons, hoboken, 2005. ps 5 2016 www.pdf 5przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 mała konstrukcja stalowego wiaduktu kolejowego   i duży problem naprawczy a small steel structure of a railway viaduct and great repair problem streszczenie w artykule przedstawiono zagadnienia materiałowe i technologiczne związane z naprawą stalowego przęsła blachownicowego wiaduktu kolejowego, w którym wystąpiły znaczne uszkodzenia korozyjne. prace naprawcze wymagały restytucji uszkodzonych korozyjnie obszarów przęsła poprzez dospawanie elementów wzmacniających. opisano zrealizowany zakres prac naprawczych i technologię ich wykonania oraz podano wyniki badań materiałowych elementów wzmacnianych. słowa kluczowe: wiadukt stalowy; stal zlewna; spawalność; naprawa abstract the material and technological issues associated with refurbishment of a steel plate girder span of a railway viaduct with severe corrosion damages are presented. the refurbishment works required to restore areas eroded by corrosion by welding reinforcing materials. the range of the executed refurbishment works and their technology as well as material test results of the strengthened members are presented. keywords: steel viaduct; cast steel; weldability; refurbishment wstęp mosty kolejowe należą do obiektów o długim okresie eksploatacji. w polsce prawie połowa mostów kolejowych ma już ponad 100 lat. spotyka się również drogowe obiekty mostowe o tak długim okresie eksploatacji [1]. decydujący wpływ na trwałość tych obiektów mają procesy degradacji, które są procesem naturalnym, związanym z eksploatacją i starzeniem się każdej konstrukcji technicznej. z reguły skutkiem tych procesów są uszkodzenia obiektu mostowego obniżające jego przydatność użytkową [2÷6]. uszkodzenia korozyjne starych obiektów mostowych wymagają naprawy lub wymiany uszkodzonych elementów na nowe. wymiana elementów w konstrukcjach nitowanych jest pracochłonna i kosztowna, a przy dużych uszkodzeniach korozyjnych racjonalna jest niekiedy wymiana całego ustroju nośnego. obecnie przy modernizacji tych obiektów prace naprawcze wykonuje się z wykorzystaniem spawania [6,7]. w artykule przedstawiono naprawę krótkiego przęsła stalowego wiaduktu kolejowego, którego skorodowane obszary naprawiono przez naspawanie elementów wzmacniających. wykazane problemy techniczno-spawalnicze z tym związane są przyczynkiem do realizowanych prac badawczych związanych z zachowaniem i trwałością wiekowych mostów kolejowych. janusz hołowaty, bernard wichtowski charakterystyka wiaduktu jednoprzęsłowy, stalowy nitowany wiadukt kolejowy jest usytuowany w km 16,365 na linii nr 149 zabrze makoszowy-leszczyny (rys. 1). ustrojem nośnym, będącym przedmiotem analizy, jest ukośne przęsło blachownicowe z pomostem otwartym i jezdnią dolną usytuowane pod torem nr 1. modernizację przęsła wykonano w ramach projektu pn.: „udrożnienie podstawowych ciągów wywozowych w ruchu towarowym na terenie śląska, etap iv”. blachownicowe dźwigary główne przęsła o rozpiętości podporowej 9,22 m, w rozstawie poprzecznym 3,03 m, mają środnik o przekroju 13×806 mm i pasy o przekroju 12×300 mm. w części środkowej pasy wzmocnione są dwiema nakładkami o przekroju 12x300 mm. połączenie pasów ze środnikiem wykonstruowano za pomocą dwustronnych kątowników 130x130x12 mm połączonych nitami ø23 mm. na dźwigarach głównych, w rozstawie co 1,800 m (pola skrajne) i 1,855 m (pola środkowe), oparte są poprzecznice wykonane z dwuteownika np400 wraz z podłużnicami z i320 w rozstawie 1,70 m (rys. 2). na podłużnicach oparte są mostownice drewniane z szynami typu 60e1. sztywność przestrzenną konstrukcji zapewnia poziome stężenie wiatrowe typu x (z kątowników 65×65×7 mm). dr inż. janusz hołowaty; dr hab. inż. bernard wichtowski, em. prof. zut – zachodniopomorski uniwersytet technologiczny w szczecinie. autor korespondencyjny/corresponding author: jah@wp.pl przeglad welding technology review 6 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 obiekt został oddany do użytkowania w 1907 roku. w roku 2015 przewidziano przeprowadzenie prac naprawczych przyczółków betonowych ze skrzydłami, wymianę uszkodzonych elementów stężeń wiatrowych i renowację nawierzchni torowej oraz wykonanie nowego zabezpieczenia antykorozyjnego. w odniesieniu do konstrukcji stalowej, prace naprawcze ograniczono do konstrukcji przęsła w torze nr 1. montaż nowych mostownic przewidziano na podkładkach centrujących, przyspawanych do pasa górnego podłużnic z i320 spoinami pachwinowymi grubości a= 6 mm. podkładki te o długości 240 mm i grubości rys. 1. widok ogólny wiaduktu fig. 1. general view of the viaduct rys. 2. konstrukcja przęsła przed naprawą fig. 2. the span before refurbishment 30 mm mają zmienną wysokość od 38 do 70 mm, dostosowaną do niwelety torów. fakt spawania podmostownicowych podkładek centrujących zobligował wykonawcę remontu do określenia gatunku stali podłużnic i jej spawalności. parametry te określił instytut spawalnictwa w gliwicach na podstawie badań chemicznych [8]. ustalono, że jest to stal łatwo spawalna o zawartości węgla 0,142% i równoważniku węgla cev= 0,231%. przyjęto, że jest to stal konstrukcyjna niestopowa ogólnego przeznaczenia gatunku st0s wg pn-88/h-84020 lub s185 wg pn-en 10025-2 o granicy plastyczności reh nie przekraczającej 200 mpa. z uwagi na zawartość 0,012% krzemu, mniej od wartości 0,10%, stal zaliczono do stali nieuspokojonej (tabl. i). stan techniczny konstrukcji stalowej pierwotny projekt remontu przęsła w torze nr 1 w odniesieniu do konstrukcji stalowej, przewidywał: wymianę uszkodzonych prętów stężenia wiatrowego w 4 polach wraz z wymianą blach węzłowych (rys. 2), przyspawanie podkładek centrujących pod mostownice i renowację pokrycia malarskiego. po oczyszczeniu strumieniowo-ściernym stalowych elementów nośnych, rzeczywisty stan konstrukcji okazał się bardzo zły. w wielu elementach stwierdzono znaczne zniszczenie korozyjne ich przekrojów oraz występowanie perforacji. uwaga ta dotyczy w szczególności dolnych stref środników dźwigarów głównych oraz poprzecznic skrajnych (rys. 3). opracowano dodatkowy projekt naprawy konstrukcji, który w niepełnym zakresie przedstawiono na rysunku 4. wzmocnienia wykonstruowano w zależności od charakteru i stopnia skorodowania poszczególnego elementu w poniższy sposób: a) wzmocnienie dolnej, przypasowej strefy środnika blachownic przez założenie pomiędzy poprzecznicami, na całej długości podporowej, jednostronnych nakładek o długościach 1630 mm i przekroju poprzecznym 10×200 mm (rys. 4a), b) wzmocnienie środników strefy podporowej wszystkich siedmiu poprzecznic przez naspawanie jednostronnych trójkątnych nakładek o t= 8 mm i przekroju 270×285 mm rodzaj stali zawartość pierwiastka [%] c mn si p s cu cr ni al zgrzewna 0,018 ÷0,300 ślady ÷0,330 0,010 ÷0,330 0,020 ÷0,460 0,010 ÷0,060 – – – – zlewna 0,030 ÷0,350 0,040 ÷0,750 ślady ÷0,180 0,004 ÷0,160 0,004 ÷0,115 0,110 ÷0,140 0,007 ÷0,014 0,030 ÷0,040 0,010 ÷0,020 s belka 0,20 0,48 0,02 0,019 0,024 – – – – p i400 0,11 0,43 0,006 0,026 0,033 – – – – m i320 0,08 0,36 0,01 0,019 0,038 – – – – m i320 (is) 0,142 0,333 0,012 0,051 0,051 0,066 0,268 0,220 0,006 k l80×8 0,17 0,36 0,01 0,026 0,047 – – – – st3m max 0,20 min 0,40 0,12 ÷0,30 max 0,050 max 0,050 – max 0,30 max 0,30 min 0,02 s355j2 max 0,20 max 1,60 max 0,55 max 0,025 max 0,025 max 0,55 – – – tablica i. skład chemiczny stali starych, badanych i elementów wzmacniających table i. chemical composition of old, tested and strengthen elements steels 7przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 na środnik górnego żeberka podporowego oraz założenie dwustronnych nakładek o t= 8 mm i przekroju 355×425 mm na środnik poprzecznicy (rys. 4b), c) wzmocnienie środnika wspornikowego odcinka poprzecznic skrajnych przez naspawanie dwustronnych nakładek o t= 8 mm i przekroju 285×355 mm oraz na odcinku pomiędzy podłużnicami, na długości 1420 mm, wzmocnienie obu pasów tych poprzecznic dwustronnie przyspawanymi kątownikami 45×45×6 mm (rys. 4b). poza wyżej podanymi elementami wzmacniającymi przewidziano wymianę niektórych skorodowanych blach węzłowych oraz blach do mocowania mostownic. wszystkie nowo projektowane elementy na rysunku 4 zaznaczono linią przerywaną. badania chemiczne stali elementów  wzmacnianych wiaduktu zły stan techniczny konstrukcji przęsła wiaduktu wymusił naprawę i wzmocnienie dużej części elemenrys. 3. korozja strefy dolnej środnika blachownicy i pasa dolnego i400 poprzecznicy skrajnej fig. 3. corroded areas in the plate girder web and the bottom flange of the end cross beam i400 rys. 4. wzmocnienie: a) dźwigara blachownicowego, b) poprzecznicy skrajnej fig. 4. the strengthening of: a) the plate girder, b) the end cross beam tów nośnych. zastosowano spawanie przy połączeniach nowych elementów wzmacniających: w środnikach dźwigarów głównych (s), w poprzecznicach z i400 (p), podłużnicach z i320 (m) i kątownikach połączeniowych l80×80×8 mm (k). wymagało to sprawdzenia parametrów stali tych wzmacnianych elementów i jej spawalności. z elementów przewidzianych do wzmocnienia wycięto po dwie próbki, łącznie 8 sztuk, celem poddania ich badaniom chemicznym i wytrzymałościowym. wyniki analizy chemicznej stali wyciętych próbek, wykonanej metodą ”na mokro”, przedstawiono w tabl. i. w tablicy tej podano również skład chemiczny stali środnika podłużnicy (i320), określony wcześniej przez instytut spawalnictwa (is), oraz dla całościowego zobrazowania zagadnienia skład chemiczny stali z okresu budowy obiektu i stali st3m oraz s355j2 przewidzianej na elementy wzmacniające. z analizy składu chemicznego stali poszczególnych elementów nośnych obiektu (s, p, m i k) wynika, że wiadukt został zbudowany ze stali zlewnej nieuspokojonej o znacznie zróżnicowanej zawartości pierwiastków w stali badanych próbek. 8 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 właściwości mechaniczne stali w celu przybliżonego oszacowania właściwości wytrzymałościowych stali poszczególnych elementów mostowych, określono ich twardość metodą brinella (tabl. ii). uwzględniając uzyskane wartości średnie hb, wyznaczono według pn-en iso 6506-4:2002, przy stosunku re/rm= 0,65÷0,80, wartości wytrzymałości na rozciąganie rmb, a po przyjęciu wartości α= reb/rmb z [2] określono reb. po odrzuceniu wartości skrajnych ostatecznie dla stali wiaduktu otrzymuje się: – wytrzymałość na rozciąganie – rmb = fu.= 365 mpa – granica plastyczności – reb = fu = 260 mpa. wymiary pobranych próbek z wiaduktu uniemożliwiały wykonanie próbek okrągłych do badań statycznego rozciągania. przeprowadzono natomiast badanie statycznego rozciągania trzech próbek z poprzecznymi złączami spawanymi o geometrii zgodnej z wymogiem pn-en iso 4136 (rys. 5). próbka s z blachy środnika dźwigara nośnego miała spoinę czołową o przekroju poprzecznym 9,32×12,10 mm, próbka p z poprzecznicy o przekroju 9,08×6,91 mm, a próbka m z podłużnicy o przekroju 9,53×7,28 mm. próbki badano na zrywarce bez możliwości wykonania wykresu ich rozciągania. dwie próbki zostały zerwane w materiale poza spoiną, a próbka m w spoinie z brakiem przetopu o szerokości ok. 3 mm. wyznaczone wartości materiałowe z badań przedstawiono w tablicy ii. rys. 5. spawane złącza doczołowe po próbie rozciągania fig. 5. welded butt joints after tensile test tablica ii. właściwości mechaniczne stali table ii. mechanical properties of steel próbka badania twardości rozciąganie złączy hb10 rmb [mpa] α [2] reb [mpa] a [mm 2] re [mpa] rm [mpa] s belka 111 375 0,64 240 113,0 283 420 p i400 105 355 0,76 270 62,8 270 414 m – i300 102 345 0,78 269 63,4 288 425 k – l80´8 115 386 0,65 251 – – – średnia 108 365 0,71 257 – 280 419 określone wartości średnie re i rm są nieznacznie większe od wartości uzyskanych z badań twardości stali; wartość re= 280 mpa jest większa o 8,9%, a wartość rm= 419 mpa o 14,8%. ocenę zachowania się stali z wiaduktu w wypadku ewentualnego wystąpienia warunków sprzyjających kruchemu pęknięciu spowodowanemu obecnością karbu i odkształceniami o dużej szybkości, powstałymi w wyniku udarowego działania siły, przeprowadzono na podstawie próby udarności. badania przeprowadzono na próbkach charpy’ego (kcv) zgodnie z wymogiem pn-en iso 4136. łącznie badaniom poddano 20 próbek, po 5 dla elementu s, p, m i k, a uzyskaocena spawalności stali spawalność stali czterech analizowanych elementów konstrukcyjnych wiaduktu określono według wskaźników spawalności [2,5,6]. obliczone wartości równoważnika węgla są w przedziale ce= 0,19÷0,31 (rys. 7). wszystkie określone wartości wskaźników są mniejsze od wartości granicznych. stal wiaduktu jest spawalna bez ograniczeń. rys. 6. udarność badanej stali czterech elementów wiaduktu fig. 6. toughness of tested steel in four viaduct members rys. 7. spawalność stali elementów wiaduktu w zależności od ce i grubości blachy fig.  7. weldability of steel for viaduct members according to ce and plate thickness ne wyniki przedstawiono graficznie na rysunku 6. uzyskano niskie wartości udarności w temperaturze ujemnej, co jest zjawiskiem naturalnym dla starych stali zlewnych. nie wskazuje to jednak na możliwość wystąpienia kruchych pęknięć w konstrukcji wiaduktu [2,5,6]. 9przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 uwagi wykonawczo-spawalnicze remont wiaduktu rozpoczęto bez dokładnego rozeznania stanu technicznego konstrukcji. pierwotnie przewidywano spawanie jedynie podkładek centrujących pod mostownice do pasów górnych podłużnic. rzeczywisty stan konstrukcji, po jej oczyszczeniu strumieniowo-ściernym, okazał się bardzo zły. wykonany dodatkowy projekt naprawy zalecił wzmocnienie uszkodzonych elementów konstrukcji nośnej poprzez dospawanie elementów wzmacniających. wymagało to uzupełniającego oszacowania właściwości materiałowych i spawalności elementów wzmacnianych. wyniki z tych badań przedstawiono w niniejszym artykule. na elementy wzmacniające przyjęto stal s355j2 i przewidziano spawanie metodą 135: elektrodą metalową w osłonie dwutlenku węgla co2; metodą mag. projekt technologiczny spawania opracowali autorzy artykułu. z uwagi na pojedyncze elementy wzmacniające nie opracowano kart technologicznych spawania a jedynie karty instrukcyjne spoin. rys. 8. ogólny widok ukośnego przęsła wiaduktu w końcowej fazie naprawy i wzmocnienia fig. 8. the strengthening of: a) the plate girder, b) the end cross beam literatura [1] j. hołowaty, b. wichtowski: o stanie technicznym najstarszego w polsce wiaduktu drogowego ze stali zlewnej, inżynieria i budownictwo, nr 7-8, s. 404-407, 2013. [2] b. wichtowski, j. hołowaty: analiza właściwości materiałowych i spawalności stali zlewnej mostów kolejowych, inżynieria i budownictwo, nr 5, s. 247-251, 2013. [3] b. wichtowski: wytrzymałość zmęczeniowa spawanych złączy doczołowych w stalowych mostach kolejowych, prace naukowe politechniki szczecińskiej, nr 572, ktk 1, wydawnictwo uczelniane ps, szczecin 2002. [4] b. wichtowski, j. hołowaty: ocena właściwości stali mostów na modernizowanych regionalnych liniach kolejowych woj. zachodniopomorskiego mosty, nr 2, s. 40-44, 2012. podsumowanie przedstawiona restytucja konstrukcji przęsła wiaduktu jest przykładem pomyślnego zakończenia modernizacji, do której przystąpiono bez pełnej oceny zakresu występujących uszkodzeń korozyjnych. stwierdzony rozległy zakres uszkodzeń korozyjnych kwalifikował konstrukcję przęsła raczej do wymiany i wybudowania nowej konstrukcji. ze względów ekonomiczno-prawnych zdecydowano się wykonać naprawę i wzmocnienie, przez przyspawanie elementów wzmacniających. remont wykonano „bezproblemowo”, zgodnie z omówionym zakresem robót (rys. 8). na uwagę zasługuje również fakt przyjmowania asekuracyjnych właściwości mechanicznych stali starych konstrukcji [2,5,6,8]. właściwości te dla stali wiaduktu, is [8] określił jedynie z analizy składu chemicznego stali. błędnie przyjęto najniższe właściwości obecnie produkowanej stali s185 o reh= 185 mpa. pn-en 1993-1-1 nie przewiduje takiej stali na żadne konstrukcje budowlane, a tym bardziej mostowe. dla stali tej norma hutnicza nie określa wartości pracy łamania oraz składu chemicznego. należało przyjąć stal s235 o re= 235 mpa, tj. stal o najniższych parametrach, którą można stosować w konstrukcjach mostowych. słuszność takiego zalecenia potwierdziły badania stali podłużnicy wiaduktu, według których re= 270 mpa. międzynarodowy związek kolejowy uic już w roku 1986 [9] zalecił, bez przeprowadzania badań materiałowych, możliwość przyjmowania dla stali zlewnej wartość granicy plastyczności re= 220 mpa. [5] j. hołowaty, b. wichtowski: problemy spawalnicze przy modernizacji starych mostów kolejowych, przegląd spawalnictwa, vol. 87, nr 5, s. 45-51, 2015. [6] j. hołowaty, b. wichtowski: właściwości stali mostu kolejowego wybudowanego w 1887 roku, roads nad bridges – drogi i mosty, nr 4, s. 271-283, 2015. [7] d. t. ricker: field welding to existing steel structures, engineering journal, american institute of steel construction, 1988. [8] ekspertyza nr zt/392/15 p.t. „ustalenie.gatunku.stali.blachownicy.wiaduktu.i.ocena.jej.spawalności”.instytut spawalnictwa, gliwice 2015. [9] b. wichtowski: nośność stalowych mostów kolejowych z drugiej połowy xix wieku – uwagi dyskusyjne, roads and bridges – drogi i mosty, nr 3, s. 261-269, 2014. ps 4 2018 www.pdf 43przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 badania złącza doczołowego blachy stalowej   platerowanej wybuchowo stopem niklu inconel 625 research of the butt joint steel sheet metal that is explosively cladded of nickel alloy inconel 625 mgr inż. marcin szmul – famet s.a., dr inż. anna pocica – politechnika opolska, mgr inż. zygmunt szulc – ztw explomet sp. j. gałka, szulc. autor korespondencyjny/corresponding author: marcin.szmul@wp.pl streszczenie w artykule przedstawiono porównanie dwóch technologii wykonania złącza doczołowego stali p355nh platerowanej wybuchowo stopem inconel 625. przedstawiono wpływ zastosowania prądu pulsującego na skład chemiczny ście gów wykonanych metodą 131. opracowana technologia spawania zapewniła uzyskanie składu chemicznego zgodnie z wymaganiami norm asme section ii, part a oraz pn-en 10095:2002. słowa kluczowe: inconel 625; spawanie materiałów platerowanych; materiały różnoimienne abstract the article presents a comparison of two welding technologies of butt joints of explosively cladded p355nh – inconel 625 plate. the influence of applying pulsing current on the chemical composition of stitches made by method 131 is presented. the applied welding technology ensure the chemical composition in accordance with the requirements of asme section ii, part a and pn-en 10095:2002. keywords: inconel 625; welding of clad materials; dissimilar materials wstęp nowoczesne instalacje energetyczne np. w geotermii, wymagają stosowania innowacyjnych materiałów konstrukcyjnych. jedną z metod uzyskiwania takich materiałów jest zgrzewanie wybuchowe, jednak aplikacja uzyskanych platerów wymaga przygotowania technologii ich łączenia. w ramach projektu „nowe, odporne korozyjnie materiały wytworzone metodą wybuchową dla zastosowań w instalacjach geotermalnych” opracowano technologię wykonania spawanego złącza doczołowego bimetalu, uzyskanego poprzez zgrzewanie wybuchowe stali p355nh ze stopem niklu inconel 625. spawanie złączy doczołowych stali platerowanych stopem inconel 625 wiąże się z wieloma trudnościami, związanymi ze spawaniem materiałów różnoimiennych, w tym głównie ze zjawiskiem mieszania materiału spoiny oraz związaną z tym makroniejednorodnością [1]. w wyniku procesu spawania mogą powstać eutektyki o niskiej temperaturze topnienia, co przyczynia się do powstawania pęknięć gorących [2,3]. niejednorodność składu chemicznego dodatkowo powoduje lokalne obniżenie odporności korozyjnej materiału spoiny, a więc właściwości szczególnie pożądanej w przypadku większości zastosowań materiałów platerowanych [4]. w związku z tym konieczne jest specyficzne podejście do opracowania technologii spawania tych materiałów z uwzględnieniem stosowanych materiałów dodatkowych. marcin szmul, anna pocica, zygmunt szulc przeglad welding technology review kluczowe znaczenie w zapewnieniu oczekiwanych właściwości złącza spawanego ma właściwy dobór geometrii rowka spawalniczego, a także sekwencja układania ściegów spoiny. decyduje ona o przebiegu procesów metalurgicznych podczas spawania na granicy pomiędzy materiałem bazowym a nakładanym. granica ta i strefa wokół niej stanowią newralgiczny obszar dla złącza doczołowego materiałów platerowanych. obszar ten jest związany ze zmianą składu chemicznego pomiędzy ściegami łączącymi stal a ściegami platerującymi. zmiana ta następuje w spoinie stopniowo, a jej charakter jest uzależniony w głównej mierze od uzyskiwanych głębokości wtopienia, ruchu cieczy w jeziorku spawalniczym oraz materiałów rodzimych i dodatkowych. czynniki te wpływają bezpośrednio na stopień wymieszania spoiny. badania własne badania technologii spawania przeprowadzono dla dwóch rodzajów złączy bimetalu – stal p355nh o grubości 10 mm platerowana wybuchowo stopem inconel 625 o grubości 3 mm (rys. 1, 2). doi:.http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v90i4 .880 44 przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 rys. 1. sposób przygotowania oraz kolejność spawania złącza nr 1 fig. 1. preparation and welding sequence of joint no. 1 rys. 2. sposób przygotowania oraz kolejność spawania złącza nr 2 fig. 2. preparation and welding sequence of joint no. 2 tablica i. własności mechaniczne badanych złączy table i. mechanical properties of tested joints przyjęta konstrukcja złącza 1 (rys. 1) i planowane badania zakładają uwzględnienie w obliczeniach projektowych przenoszenia obciążeń przez cały przekrój poprzeczny plateru. w przypadku złącza 2 (rys. 2) przyjęto, iż materiał nakładany nie jest uwzględniany w obliczeniach wytrzymałościowych. oba podejścia opisano w wytycznych projektowania aparatury z zastosowaniem materiałów platerowanych wg asme section viii division 1, co ma istotne znaczenie w przypadku badań właściwości uzyskanego złącza oraz kwalifikowania technologii spawania. warstwach. ten sposób ukosowania jest często stosowany w praktyce przemysłowej. ściegi a i b zostały wykonane drutem stalowym atblu sg3. po wykonaniu ściegu b wyszlifowano grań ściegu a i wykonano ścieg c. następnie wyszlifowano jego lico aż do uzyskania głębokości rowka od strony plateru równej 3 mm. głębokość ta zapewnia naddatek na wykonanie dwóch kolejnych warstw. po wykonaniu ściegu d przeprowadzono jego szlifowanie w celu uzyskania głębokości rowka wynoszącej 2 mm i ułożono ściegi e i f. ściegi c, d, e i f wykonano drutem ok nicrmo-3 w osłonie argonu o stopniu czystości 99,995%. spawanie odbywało się prądem stałym pulsującym z biegunowością dodatnią (ib = 84 a, ip = 260 a, u = 35 v, f = 50 hz). sekwencja układania ściegów została przedstawiona na rysunku 2. po spawaniu wymiary płyt próbnych wynosiły 13 (10+3) x 300 x 400 mm. wyniki badań uzyskane złącza poddano badaniom zgodnie z wytycznymi określonymi w normie pn-en iso 15614-1. przeprowadzone badania ndt (vt zgodnie z pn-en iso 17637; pt zgodnie z pn-en 571-1; rt zgodnie z pn-en iso 176361) wykazały, iż złącza posiadają odpowiedni poziom jakości. również przeprowadzone badania niszczące (tabl. i) – badania na rozciąganie poprzeczne zgodnie z ad-2000 merkblatt w8 oraz pn-en iso 4136; badania na zginanie boczne zgodnie z pn-en iso 5173; badania udarności zgodnie z pn-en iso 9016 i pn-en iso 148-1; badania twardości zgodnie z pn-en iso 15614-1 oraz pn-en iso 9015; badania metalograficzne makroskopowe zgodnie z en 1321, potwierdziły, iż złącza spełniają wymagania stawiane przez poszczególne normy. poza wymienionymi wyżej badaniami, przeprowadzono także badania składu chemicznego ściegów platerujących, gdyż w dużej mierze decyduje on o odporności korozyjnej materiału. badania składu chemicznego  ściegów platerujących w celu określenia prawidłowości wykonanego procesu spawania złączy doczołowych stali platerowanej stopem inconel 625, przeprowadzono badania składu chemicznego warstwy platerującej. analiza składu chemicznego została wykonana przy użyciu mikroskopu skaningowego jeol jcm-6000 wyposażonego w detektor do badań eds. sposób prowadzenia bezwzorcowej, jakościowej i ilościowej analizy liniowej składu chemicznego na przykładzie złącza 2 przedstawiono na rysunku 3, a uzyskane wyniki zestawiono w tablicach ii i iii. w złączu nr 1 zastosowano ukosowanie na „2v” ze szczeliną. wybór sposobu ukosowania był podyktowany założeniem wykonywania 2-óch warstw ściegów platerujących d i e, drutem ok nicrmo-3 w osłonie argonu o stopniu czystości 99,995%. ściegi a,b i c zostały wykonane drutem stalowym atblu sg3 w osłonie mieszanki m21 (82% ar + 18% co2). po wykonaniu ściegów a i b usunięto grań ściegu a i wykonano ścieg c. następnie wyszlifowano jego lico aż do uzyskania głębokości rowka od strony plateru równej 4 mm. głębokość ta zapewnia naddatek na wykonanie ściegów e wypełniających rowek o głębokości 2÷3 mm, uzyskanych po szlifowaniu lica ściegu d. założono, iż w ten sposób uzyska się żądany skład chemiczny spoiny warstwy platerującej, z uwzględnieniem wymieszania ściegów ze stopu niklu ze spoiną o składzie chemicznym odpowiadającym stali p355nh.sekwencja układania ściegów spoiny została przedstawiona na rysunku 1. spawanie odbywało się prądem stałym, ciągłym z biegunowością dodatnią. w złączu nr 2 zastosowano ukosowanie na „v” ze szczeliną. natomiast po stronie plateru wyfrezowano wybranie w celu wykonania platerowania na drodze napawania w 3-ech nr  złącza rm, mpa udarność, j twardość hv5 materiał bazowy materiał nakładany materiał bazowy materiał nakładany spoina swc spoina swc mr swc spoina mr swc spoina 1 680 59 59 22 23 188,8 222,6 205,3 301,8 264 212,7 2 606 32 35 – – 189,3 229,1 217,2 288,8 269 231,7 typ próbek do badań udarności: materiał bazowy–kv450/5; materiał nakładany–kv450/2,5 45przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 tablica ii. wyniki badań składu chemicznego złącza 1 table ii. obtained results of chemical composition research of joint 1 tablica iii. wyniki badań składu chemicznego złącza 2 table iii. obtained results of chemical composition research of joint 2 złącze 1 – rozkład składu chemicznego pierwiastek skład chemiczny spoiw   i materiału podstawowego (p355nh), % zbadany udział masowy danego pierwiastka, % ok autrod  nicrmo-3 atblu sg3 p355nh odległość od lica spoiny platerującej [mm] 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 6,5 7,5 c 0,016 0,008 0,18 – – – – – – – al 0,13 0,004 0,041 1,95 0,98 0,16 – 0,11 0,16 0,12 si 0,06 0,94 0,35 – 0,12 0,27 0,03 0,1 0,16 0,09 ti 0,19 0,002 (ti+zr) 0,003 0,18 0,28 0,16 0,18 0,1 0,3 0,18 cr 22 0,03 0,02 20,75 20,88 21,35 19,66 19,04 18,55 21,4 mn 0,02 1,68 1,19 0,38 0,16 0,61 0,45 0,65 0,71 0,6 fe 0,42 98,14 98,14 5,64 6,82 5,34 13,43 14,47 17,48 5,74 ni 65 0,026 0,22 58,96 58,08 59,48 55,8 53,91 51,82 59,47 nb 3,48 – 0,02 3,29 3,26 3,14 2,38 2,57 2,69 3,14 mo 8,7 0,019 0,012 8,85 9,41 9,49 8,08 8,87 8,12 9,25 znak ”–” oznacza, że nie określono zawartości danego pierwiastka złącze 2 – rozkład składu chemicznego pierwiastek skład chemiczny spoiw i materiału  podstawowego (p355nh), % zbadany udział masowy danego pierwiastka, % ok autrod  nicrmo-3 atblu sg3 p355nh odległość od lica spoiny platerującej [mm] materiał  rodzimy  inconel  625 0,5 1,5 2,5 3,5 4,5 5,5 6,5 7,0 c 0,016 0,008 0,18 – – – – – – – – – al 0,13 0,004 0,041 0,1 0,11 0,16 0,08 0,12 0,03 0,13 0,16 0,16 si 0,06 0,94 0,35 0,07 0,06 0,08 0,11 0,07 0,04 0,07 0,07 0,20 ti 0,19 0,002 (ti+zr) 0,003 0,19 0,22 0,17 0,23 0,17 0,22 0,17 0,12 0,12 cr 22 0,03 0,02 22 22,05 22,07 22,08 22,14 22,12 22 21,86 21,52 mn 0,02 1,68 1,19 0,56 0,48 0,47 0,47 0,45 0,53 0,53 0,59 0,52 fe 0,42 98,14 98,14 2,5 2,49 2,24 2,86 2,41 2,85 3,62 2,82 4,66 ni 65 0,026 0,22 61,9 62,15 62,18 62,2 62,05 61,98 61,07 62,07 60,50 nb 3,48 – 0,02 3,11 3,11 3,38 2,93 3,15 3,2 3,14 3,09 3,15 mo 8,7 0,019 0,012 9,5 9,34 9,25 9,05 9,44 9,03 9,26 9,22 9,17 znak ”–” oznacza, że nie określono zawartości danego pierwiastka 46 przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 literatura [1] cieślak m.: the welding and solidification metallurgy of alloy 625, welding research supplement, https://app.aws.org/wj/supplement/wj_1991_02_ s49.pdf; 19.04.2017r. [2] eui-je jung, hae-woo lee: comparison of corrosion resistance and corroded surfaces of welding metal in overlay-welded inconel 600 and inconel 625 by gas metal arc welding, int. j. electrochem. sci., 11, 2016, pp. 7125-7138, doi: 10.20964/2016.08.71 wnioski  1. zastosowanie spawania prądem pulsującym zmniejsza stopień wymieszania, co wpływa na uzyskanie żądanego składu chemicznego spoin; 2. właściwa konstrukcja rowka spawalniczego, sekwencja układania ściegów wraz z zastosowaniem zabiegów ograniczających stopień wymieszania oraz odpowiednich materiałów dodatkowych, wpływają na uzyskanie odpowiedniej jakości złącza doczołowego stali platerowanej stopem inconel 625. [3] long long guo i in.: effect of heat treatment temperatures on microstructure and corrosion properties of inconel 625 weld overlay deposited by ptig, int. j. electrochem. sci., 11, 2016, pp. 5507-5519, doi: 10.20964/2016.07.97 [4] tasak e.: metalurgia spawania, wydawnictwo jak, kraków 2008, isbn 978-83-923191-1-5 tablica iv. skład chemiczny stopu inconel 625 wg pn-en 10095:2002 table iv. the chemical composition of the inconel 625 alloy according to pn-en 10095:2002 oznaczenie stopu dopuszczalny skład chemiczny wg pn-en 10095:2002, % masy znak numer c mn max si max p max s max ni cr nicr22 mo9nb inconel 625 2.4856 0,03÷0,10 0,5 0,5 0,02 0,015 min.58 20,0÷23,0 co max fe max mo al max ti max cu max nb+ta 1,0 5,0 8,0÷10,0 0,4 0,4 0,5 3,15÷4,15 rys. 3. schemat prowadzenia badań składu chemicznego na przykładzie złącza 2 fig. 3. the chemical composition research scheme on the example of joint 2 jako kryteria oceny składu chemicznego warstwy platerującej spoiny, przyjęto wymagania określone przez normę asme section ii, part a „specification for nickel and nickel-base alloy-clad steel plate” sa-265, zgodnie z którymi skład chemiczny powinien odpowiadać wymaganiom określonym przez odpowiednie normy dotyczące składu chemicznego materiału nakładanego, określone w specyfikacjach sekcji ii. w związku z powyższym dla warstwy platerującej przyjęto zakres zawartości poszczególnych pierwiastków chemicznych określony w tablicy iv na podstawie normy pn-en 10095 „stale i stopy niklu żaroodporne”. powierzchnia lica odcinek pomiarowy nr 8 2015 www.pdf 26 przegląd spawalnictwa vol. 87 8/2015 spawane zbiorniki ciśnieniowe osłabione otworami projektowane według wudt/uc/2003 openings weakened welded pressure vessels designed according to wudt/uc/2003 dr inż. tomasz piwowarczyk, inż. tomasz nabielec – politechnika wrocławska. autor korespondencyjny/corresponding author: tomasz.piwowarczyk@pwr.edu.pl streszczenie w artykule przedstawiono problematykę projektowania zbiorników ciśnieniowych osłabionych otworami w świetle przepisów wudt/uc/2003. scharakteryzowano współczynnik osłabienia otworami w zależności od sposobu rozmieszczenia łączników na płaszczu lub dennicy zbiornika. obliczono współczynniki osłabienia mostkami wzdłużnymi, obwodowymi i skośnymi części walcowej zbiornika. dokonano analizy współczynników wytrzymałościowych dla wybranych przypadków konstrukcyjnych. przeprowadzono obliczenia współczynnika osłabienia włazami rewizyjnymi i wyczystkami w części walcowej zbiornika. określono wpływ osłabienia otworami den wypukłych i płaskich na grubość ich ścianki. zaprezentowano wytyczne wzmacniania króćców w części walcowej i dennicy zbiornika ciśnieniowego. słowa kluczowe: zbiorniki ciśnieniowe, projektowanie konstrukcji, konstrukcje spawane abstract in this paper issues of designing of pressure vessels weakened by openings in light of wudt/uc/2003 regulations are presented. openings weakening coefficient depending on nozzle spacing on vessel shell or head is characterized. weakening coefficients for longitudinal, circumferential and oblique patterns of cylindrical part of tank are calculated. analysis of strength reduction coefficients for selected cases of construction is made. calculation of weakening coefficient for manholes and inspection handholes in tank shell were carried out. influence of weakening by openings in dished and flat head on the thickness of its walls are determined. guidelines of nozzle reinforcement in cylindrical part and head of pressure vessel are presented. keywords: pressure vessels, design, welded structures wprowadzenie – spawane zbiorniki ciśnieniowe z łącznikami urządzenia ciśnieniowe objęte dyrektywami unii europejskiej, niezależnie od rodzaju konstrukcji (zbiorniki, wytwornice pary i wody gorącej, rurociągi) i przeznaczenia (rodzaj i grupa medium), zawierają spawane łączniki odgałęzienia rurowe w postaci króćców, kształtek, włazów lub nakładek [1÷5]. odpowiadają one za funkcjonalność założonego procesu technologicznego, ułatwiają jego kontrolę, a niekiedy zaślepione kołnierzem stanowią rolę włazu lub otworu rewizyjnego [4÷6]. w najprostszej konstrukcji ciśnieniowego zbiornika walcowego znajdują się przynajmniej dwa króćce, doprowadzający i odprowadzający medium (gaz lub ciecz) z naczynia. niejednokrotnie jednak urządzenia ciśnieniowe są rozwiązaniami o dużym stopniu skomplikowania, zarówno od strony konstrukcyjnej (niekiedy zespoły składające się z kilku elementów ciśnieniowych z wieloma łącznikami), jak i technologicznej (grubościenne lub kilkupowłokowe naczynia o wysokich parametrach roboczych) [1÷4]. nierzadko są to wykonywane na zamówienie elementy aparatury procesowej, zatem typowy przykład produkcji jednostkowej. w takich przypadkach łączniki często są specjalnej konstrukcji np. dedykowane odlewy lub odkuwki, nie będące wyrobami katalogowymi, które niekiedy dodatkowo mogą być usytuowane pod wymuszonymi warunkami eksploatacyjnymi kątami [4]. projektant ma oczywiście wybór między prostym technologiczne rozwiązaniem, lokalnie generującym znaczne naprężenia lub, w przypadku trudniejszych warunków eksploatacyjnych, opcją korzystniejszą wytrzymałościowo, ale kosztowniejszą (skomplikowane przygotowanie, wymagane wysokie kwalifikacje spawaczy, wymagana kontrola – badania nieniszczące) [5]. najkorzystniejszą z technologicznego punktu widzenia sytuacją jest możliwość montażu łączników w płaskiej części zbiornika (np. w dennicy płaskiej), jednak zasadniczo tego typu rozwiązania konstrukcyjne urządzeń ciśnieniowych nie są uzasadnione ekonomicznie [7]. z uwagi na bezpieczeństwo pracy zbiornika, do spawania łączników należy zastosować technologie zapewniające wysoką jakość spoin. najczęściej w tym celu stosowane są metody spawania elektrodą otuloną i tig, ewentualnie dla elementów o większych grubościach tomasz piwowarczyk, tomasz nabielec 27przegląd spawalnictwa vol. 87  8/2015 ścianki spawanie pod topnikiem, natomiast z uwagi na możliwość wystąpienia przyklejeń nie zaleca się metody mag [4]. poszczególne elementy zbiorników ciśnieniowych należy spawać z pełnym przetopem, jednak w przypadku króćców (szczególnie wpuszczanych) w praktyce często stosuje się spoiny pachwinowe lub czołowe niepełne. szczegóły technologiczne montażu króćców zawarto w pn-en 2861:2001 ”proste, nieogrzewane płomieniem zbiorniki ciśnieniowe na powietrze lub azot – część 1: zbiorniki ciśnieniowe ogólnego przeznaczenia” oraz wudt-uc [8]. zbiornik ciśnieniowy definiowany jest jako powłoka wraz z elementami bezpośrednio przynależnymi, zaprojektowana i zbudowana w celu zawierania płynów pod ciśnieniem, aż do miejsca połączenia z innym urządzeniem [1÷3]. każdy otwór w takiej powłoce poddanej działaniu ciśnienia, w połączeniu z często znacznym ciężarem własnym konstrukcji oraz dodatkową masą magazynowanego medium (głównie cieczy), powoduje lokalną koncentrację naprężeń [5]. naprężenia te, muszą być uwzględnione już na etapie projektowania urządzenia ciśnieniowego. wiąże się to z koniecznością zwiększenia grubości ścianki, jednak wykonywanie całego zbiornika z grubszego materiału jest nieekonomiczne, zatem powszechnie stosuje się rozwiązanie alternatywne w postaci pierścieniowych wzmocnień [4÷6,8÷11]. formuła obliczeniowa i założenia wstępne scharakteryzowana w [7] formuła obliczeniowa, oprócz określenia zależności kształtowo-wymiarowych głównych składowych zbiorników ciśnieniowych (płaszcza i dennic), pozwala również na analizę ich zachowania w wyniku osłabienia otworami. równania i tabele użyte w formule obliczeniowej bazują na wytycznych udt, zawierających wskazówki projektowania urządzeń osłabionych otworami w rozdziale wudt-uc-wo-o (wymagania ogólne – obliczenia wytrzymałościowe) [8]. do obliczeń wykorzystano w szczególności punkty 01 elementy walcowe podlegające ciśnieniu wewnętrznemu oraz 08 dna wypukłe podlegające ciśnieniu od strony powierzchni wklęsłej [8]. oprócz osłabienia konstrukcji zbiornika ciśnieniowego otworami, projektant powinien uwzględnić również ewentualne osłabienia wynikające z technologii wytwarzania. przy określeniu współczynników osłabienia otworami oraz spoinami, należy wybrać najniższą z wyznaczonych wartości. mając na uwadze uproszczenie obliczeń w przeprowadzonych analizach przyjęto współczynnik osłabienia spoinami z= 1. materiał wybrany do analiz to stal s355jr, a temperatura obliczeniowa we wszystkich przypadkach wynosiła 20 ˚c. obliczenia przeprowadzono dla zbiornika o średnicy 1500 i długości 5000 mm, przy założonym ciśnieniu roboczym 2 mpa. współczynnik osłabienia otworami współczynnik osłabienia otworami jest uzależniony od sposobu rozmieszczenia otworów na płaszczu zbiornika. w zależności od ich rozstawienia oblicza się go dla mostków wzdłużnych z1, obwodowych z2, skośnych zzred lub dla pojedynczych otworów zo (rys. 1) [5,8,11]. w przypadku wyznaczania grubości ścianki dennic, dla każdego rodzaju dna są określone indywidualne wytyczne określające wpływ osłabienia otworem [8,11]. im mniejsza jego wartość, tym bardziej skomplikowany stan naprężeń i większe wymagania odnośnie grubości ścianki. do obliczeń żądanych grubości ścianki wybiera się najbardziej krytyczny przypadek współczynnika osłabienia z wszystkich analizowanych. niezależnie od ilości i wzajemnego układu geometrycznego otworów (mostków), dla każdego z nich z osobna należy obliczyć współczynnik osłabienia pojedynczym otworem zo. zgodnie z [8] wyznacza się go na podstawie tablicy i (dla wyznaczenia wartości pośrednich należy stosować interpolację liniową), w której współczynnik osłabienia określony został na podstawie wskaźnika, określonego wzorem: rys. 1. rozstawienia otworów w zbiornikach ciśnieniowych i ich wielkości charakterystyczne: a) mostki wzdłużne i obwodowe – takie same średnice i odstępy, b) mostek wzdłużny lub obwodowy – różne średnice i odstępy, c) mostki skośne [8] fig. 1. openings spacing in pressure vessels and their characteristic values: a) longitudinal and circumferential patterns – the same diameters and distances, b) longitudinal or circumferential pattern – different diameters and distances, c) oblique patterns [8] ω 0 0,5 1 1,5 2 3 4 5 zo 1 0,8 0,64 0,53 0,44 0,32 0,24 0,18 tablica i. wartość współczynnika osłabienia pojedynczym otworem w zależności od wskaźnika osłabienia [8] table i. weakening coefficient value of single opening depending on weakening rate [8] ω = d √dz • grzgdzie: d – średnica otworu, mm dz – średnica zewnętrzna zbiornika, mm grz – rzeczywista grubość ścianki, mm 28 przegląd spawalnictwa vol. 87 8/2015 obliczenia współczynnika osłabienia mostkami wzdłużnymi i obwodowymi części walcowej zbiornika podczas wyznaczania współczynnika osłabienia mostkami obwodowymi i wzdłużnymi bierze się pod uwagę otwory, które zostały rozmieszczone promieniowo względem osi (mostki obwodowe) lub równolegle do niej (mostki wzdłużne). jeżeli w otworze wspawane zostały króćce za pomocą spoin zewnętrznej i wewnętrznej lub spoina jednostronna obejmuje całą grubość materiału, to do obliczeń należy brać pod uwagę średnicę wewnętrzną króćców. jeżeli wszystkie otwory mają jednakową średnicę, a odstępy pomiędzy nimi są takiej samej długości (rys. 1a), to wartość współczynnika oblicza się ze wzorów [8]: z1 = t1 d t1 z2 = t2 d t2 gdzie: z1 – współczynnik osłabienia mostkiem wzdłużnym z2 – współczynnik osłabienia mostkiem obwodowym t1 – długość mostka wzdłużnego, mm t2 – długość mostka obwodowego, mm d – średnica otworu lub średnica wewnętrzna króćca, mm jeżeli otwory mają różną średnicę i odległości między nimi nie mają jednakowych wartości (rys. 1b), to współczynniki z1 i z2 wyznacza się z zależności [8]: z1,z2 = l1 + l2 + ln t1.+.t2.+.tn gdzie: tn – odległość pomiędzy osiami otworów, mm ln – odległość mierzona pomiędzy krawędziami sąsiednich otworów w miejscu w tablicach ii i iii został przedstawiony wpływ występowania różnych geometrii mostków wzdłużnych i obwodowych. z uwagi na tożsamość wzorów dla otworów mających jednakową średnicę i odstępy w tabelach zestawiono wyniki dla obu mostków w pojedynczych kolumnach. średnica otworu d długość mostka t1/t2 współczynnik osłabienia mostkiem z1/z2 100 600 0,833 200 600 0,677 300 600 0,5 tablica ii. wpływ występowania mostków obwodowych i wzdłużnych na współczynnik osłabienia przy stałej odległości pomiędzy otworami table ii. influence of circumferential and longitudinal patterns on weakening coefficient at a constant distance between openings tablica iii. wpływ występowania mostków obwodowych i wzdłużnych na współczynnik osłabienia przy stałej odległości pomiędzy otworami table iii. influence of circumferential and longitudinal patterns on weakening coefficient at a constant distance between openings średnica otworu d długość mostka t1/t2 współczynnik osłabienia mostkiem z1/z2 100 200 0,5 100 300 0,677 100 400 0,75 z tablicy ii wynika, że większy wymiar średnicy otworu powoduje obniżenie współczynnika osłabienia mostkiem. taki sam wpływ ma redukcja odległości między mostkami (tabl. iii). jest to wynik spodziewany i zgodny z praktyką inżynierską. projektanci urządzeń ciśnieniowych zwykle nie mają możliwości modyfikowania wymiarów przyłączy, zatem w przypadku konieczności redukcji grubości ścianki mogą wykonać adaptacje skutkujące zwiększeniem odległości między otworami. obliczenia współczynnika osłabienia mostkami skośnymi części walcowej zbiornika zgodnie z założeniami zawartymi w [8] mostki skośne podczas obliczeń redukuje się na kierunek wzdłużny. w tym celu wprowadza się dwa parametry oznaczone we wzorach, jako m i ts. pierwszy z nich jest stosunkiem przyprostokątnych trójkąta utworzonego przez odległości pomiędzy otworami w kierunku wzdłużnym i obwodowym. drugi natomiast jest długością przeciwprostokątnej trójkąta (rys. 1c). współczynnik osłabienia mostkami skośnymi wyznacza się na podstawie następujących wzorów [8]: m = b a ts = √a2 + b2 k = 1 + m 2 √ (1 + 0,5 • m2)2 + m2 zs = ts 0,5 • (d1 + d2) ts zred = k • zs gdzie: zs – współczynnik osłabienia mostkiem skośnym zred – współczynnik zredukowany na kierunek wzdłużny k – współczynnik redukujący osłabienie mostkiem skośnym do wzdłużnego ts – długość przyprostokątnej trójkąta, mm a – odległość w kierunku wzdłużnym, mm b – odległość w kierunku obwodowym, mm d1, d2 – średnice otworów, mm w tablicy iv przedstawiono wpływ różnych zależności wymiarowych ułożenia i średnic otworów, pomiędzy którymi występuje mostek skośny, na współczynnik wytrzymałościowy. na jej podstawie można wnioskować, jak zmieniają się warunki naprężeniowe w dwóch wariantach: przy zmiennej średnicy i stałej odległości pomiędzy otworami (rys. 2a) oraz przy stałej średnicy i zmiennej odległości pomiędzy otworami (rys. 2b). analizując wyniki zawarte w tablicy iv oraz sporządzone na jej podstawie wykresy (rys. 2) można zauważyć, że podobnie do wcześniejszych obliczeń mostków wzdłużnych i obwodowych, wartość współczynnika osłabienia maleje wraz ze wzrostem średnicy otworów, przy tej samej odległości pomiędzy nimi. zauważono, że zmiana ta ma charakter linowy (np. w każdym przypadku dla a/b= 2d1/d2 współczynnik przyjmuje wartość 0,72). osłabienie wytrzymałości konstrukcji zachodzi nawet w przypadku, kiedy tylko średnica otworów w jednym z rzędów się zmienia, natomiast w drugim jest stała. analogicznie dzieje się, w przypadku stałej średnicy, a zredukowanej odległości między łącznikami. można też zauważyć, że w niektórych przypadkach wartość współczynnika osłabienia może być niższa od wartości dopuszczalnej. ma to miejsce, gdy wymiar średnicy jest zbliżony lub większy od odległości między otworami. wymaga to od projektanta wprowadzenia zmian w geometrii zbiornika (redukcję średnicy, lub jeśli nie jest to możliwe zwiększenie odstępu między otworami). również 29przegląd spawalnictwa vol. 87  8/2015 interesującą sytuacją jest przypadek, gdy obliczony współczynnik osłabienia przybiera wartość większą od jedności (duże odstępy przy niewielkich wymiarach średnic). należy taki wynik interpretować wprost – zadany układ geometryczny nie powoduje osłabienia konstrukcji, co nie zwalnia z konieczności przeprowadzenia obliczeń dla każdego z otworów osobno i wyznaczenia współczynników zo. analogiczna sytuacja (współczynnik osłabienia >1) nie ma miejsca dla mostków wzdłużnych i obwodowych. obliczanie współczynników wytrzymałościowych dla wybranych przypadków konstrukcyjnych w zbiornikach ciśnieniowych często występują otwory umieszczone w układzie konstrukcyjnym uniemożliwiającym wyliczenia współczynnika na podstawie jednej zależności. należy w takim przypadku wykonać obliczenia dla wszystkich możliwych wariantów mostków, wybrać najbardziej krytyczną (najmniejszą) wartość współczynnika osłabienia i porównać ją z wynikiem dla każdego pojedynczego otworu. na rysunku 3a zobrazowano przykładowy układ otworów pod łączniki, dla którego wykonano analizę (wersja i). dla porównania zmodyfikowano go zmniejszając obwodową odległość między otworami (wersja ii rys. 3b) oraz zwiększając dwukrotnie średnicę otworów (wersja iii rys. 3c). w celu wyraźniejszego uwidocznienia kluczowych parametrów wpływających na osłabienie konstrukcji każdą z trzech wersji dodatkowo zmodyfikowano wymiarowo, uzyskując kombinację 9 przypadków obliczeniowych (tabl. v). uwzględniono wszystkie rodzaje mostków występujące w tym układzie i porównano wartości współczynników dla najbardziej niekorzystnej sytuacji. analiza potwierdza, że bardzo duży wpływ na osłabienie mostkami ma średnica otworów, które go tworzą. po dwukrotnym zwiększeniu jej wartości wszystkie wyznaczane współczynniki znacząco zmalały. podobnie jest w przypadku zmniejszania długości mostków. w każdym rozpatrywanym przypadku stwierdzono, że wraz ze zmniejszaniem odległości pomiędzy otworami obniża się wartość współczynnika, a co za tym idzie rośnie wymagana grubość ścianki zbiornika. osłabienie otworami rozmieszczonymi w rzędzie jest wyznaczane ze średniej długości mostka, dlatego wyniki obliczeń są korzystniejsze w stosunku do współczynników wyznaczanych dla pojedynczych mostków. tablica iv. wpływ mostków skośnych na współczynnik osłabienia przy różnych wymiarach średnicy i odległości pomiędzy otworami table iv. influence of oblique patterns on weakening coefficient at various dimensions of diameter and distance between openings średnica otworów d1=d2, mm odległość otworów a=b, mm współczynnik osłabienia mostkiem skośnym zred 50 50 – 100 0,72 150 0,85 200 0,91 250 0,95 100 100 – 150 0,59 200 0,72 250 0,8 300 0,85 800 1,01 900 1,02 1000 1,03 150 150 – 200 0,52 250 0,64 300 0,72 350 0,77 200 200 – 250 0,48 300 0,59 350 0,66 400 0,72 rys. 2. wpływ średnicy (a) i odległości między otworami (b) na wartość współczynnika osłabienia fig. 2. effect of diameter (a) and distances between the openings (b) on a value of weakening coefficient 30 przegląd spawalnictwa vol. 87 8/2015 obliczenia współczynnika osłabienia włazami rewizyjnymi i wyczystkami w części walcowej zbiornika grubość ścianki potrzebna do wyznaczenia wskaźnika osłabienia jest wartością założoną na początku obliczeń. bardzo często przypadkiem pojedynczych otworów w zbiorniku są otwory inspekcyjne. każdy zbiornik (z kilkoma wyjątkami), powinien być obowiązkowo wyposażony w otwory umożliwiające jego przeglądy, naprawy oraz demontaż elementów umieszczonych w jego wnętrzu [8]. formuła obliczeniowa umożliwia uwzględnienie włazów rewizyjnych w konstrukcji zbiornika ciśnieniowego. w tablicy vi przedstawiono wyniki analizy osłabienia płaszcza tego typu otworami dla trzech najpopularniej stosowanych średnic włazów. rys. 3. przypadki rozmieszczenia otworów w płaszczu zbiornika fig. 3. cases of openings spacing in a vessel shell tablica v. wyniki obliczeń współczynników osłabienia dla wybranych wersji kształtowo-wymiarowych mostków table v. results of calculation of weakening coefficients for selected form-dimensional versions of patterns kształt i wymiary mostka, mm współczynnik osłabienia mostkiem skośnym współczynnik osłabienia mostkiem wzdłużnym współczynnik osłabienia mostkiem obwodowym współczynnik osłabienia otworami w rzędzie wersja i mostek 200x300 1,076 0,750 0,833 0,750 wersja i mostek 150x300 1,180 0,667 0,833 wersja i mostek 250x300 1,014 0,800 0,833 wersja ii mostek 200x100 0,788 0,750 0,500 0,750 wersja ii mostek 150x100 0,750 0,667 0,500 wersja ii mostek 250x100 0,820 0,800 0,500 wersja iii mostek 200x300 0,903 0,500 0,667 0,500 wersja iii mostek 150x300 0,973 0,333 0,667 wersja iii mostek 250x300 0,866 0,600 0,667 średnica włazu, mm współczynnik osłabienia włazem zo obliczeniowa grubość ścianki go, mm 300 0,444 13,79 400 0,383 16,01 500 0,329 18,66 tablica vi. wartości współczynnika osłabienia włazem rewizyjnym table vi. values of weakening coefficient of inspection manhole na podstawie wyników zamieszczonych w tabeli 6 można zauważyć, że współczynnik osłabienia włazem niekorzystnie spada wraz ze wzrostem średnicy. wartość współczynnika jest silnie uzależniona od cech geometrycznych zbiornika, które zostały założone na początku obliczeń. dla zbiornika będącego przykładem obliczeniowym z zaprojektowanym włazem o średnicy 300 mm współczynnik 31przegląd spawalnictwa vol. 87  8/2015 osłabienia wynosi 0,444 przy wymaganej grubości ścianki 13,79 mm. dodatkowe obliczenia wykazały, że zwiększenie średnicy naczynia do 2000 mm, przy tej samej średnicy włazu, powoduje wzrost współczynnika do wartości 0,51, ale również zwiększenie wymaganej grubości ścianki do 15,99 mm. jest to spowodowane faktem silnego uzależnienia grubości płaszcza zbiornika od jego średnicy [7], w związku z czym jej zmiana o 500 mm ma większy wpływ na zmiany w projektowanej konstrukcji, niż wzrost współczynnika osłabienia włazem. zmniejszenie średnicy zbiornika o 500 mm daje podobny efekt, ponieważ pomimo niekorzystnego spadku wartości współczynnika osłabienia włazem do 0,355, obliczeniowa grubość ścianki maleje do wartości 11,51 mm. w przypadku dwóch odosobnionych otworów o większej średnicy (np. wyczystek lub jakichkolwiek innych otworów pod łączniki wielkogabarytowe), formuła umożliwia także wyznaczenie współczynnika wytrzymałościowego. jest to szczególny przypadek rozmieszczenia mostka wzdłużnego, obwodowego, bądź skośnego, w przypadku którego, ze względu na duże odległości (wudt-uc nie definiują ich minimalnych wartości) do obliczeń współczynnika stosuje się inne wzory od wcześniej podanych. w tablicy vii zamieszczono przykładowe wyniki określające wartość współczynnika osłabienia mostkiem odosobnionym wzdłużnym (najkorzystniejsza konstrukcyjnie wersja). wpływ osłabienia dla otworów o średnicy 300 mm przy odległości 4000 mm jest niewielki (współczynnik wytrzymałościowy zbliżony do jedności). zwiększenie średnicy o ponad 65% również nie powoduje znaczącej redukcji wartości współczynnika. większy wpływ odnotowano dopiero po wprowadzeniu do formuły średnicy 1000 mm, która w praktyce w zbiorniku o projektowanych gabarytach nie występuje. dla dwóch wyczystek rozmieszczonych obwodowo na płaszczu badanego zbiornika przesuniętych względem siebie o kąt 180˚ (tabl. viii), współczynnik przyjmuje inne wartości dla tych samych średnic. nie jest to spowodowane różnicą stałego mnożnika średnicy we wzorze (0,6 – mostek wzdłużny, 0,5 – mostek obwodowy [8]), ale przede wszystkim mniejszą odległością pomiędzy otworami. można zatem stwierdzić, że zasadne jest sprawdzanie współczynników osłabienia dwoma odosobnionymi otworami, tylko kiedy ich średnica jest znacząca w porównaniu z wymiarami zbiornika, a ich odległość jest niewielka. odległość między otworami t, mm średnica otworów d1=d2, mm wartość współczynnika osłabienia z1 4000 300 0,969 4000 500 0,946 4000 1000 0,882 tablica vii. wpływ osłabienia otworami odosobnionymi – mostek wzdłużny table vii. influence of isolated openings weakening – longitudinal pattern odległość między otworami t, mm średnica otworów d1=d2, mm wartość współczynnika osłabienia z2 2355 300 0,932 2355 500 0,881 2355 1000 0,73 tablica viii. wpływ osłabienia otworami odosobnionymi – mostek obwodowy table viii. influence of isolated openings weakening – circumferential pattern wpływ osłabienia otworami dna wypukłego na grubość jego ścianki jak wykazano w [7], zwiększenie wartości średnicy oraz wysokości dna wypukłego, tak jak w przypadku części walcowej zbiornika, powoduje wzrost wymaganej grubości ścianki. dla zastosowanych parametrów konstrukcyjnych sprawdzono wpływ osłabienia dennicy otworem oraz określono obszar dna, w jakim może być wykonany. do obliczeń przyjęto dennicę wypukłą o średnicy wewnętrznej dw= 2000 mm i wysokości 600 mm, poddaną ciśnieniu 1 mpa. promienie wypukłości i wyoblenia wynoszą odpowiednio 1789 i 288 mm. otwory zaprojektowano centralnie w dnie. obliczona odległość krawędzi otworu od krawędzi dna nie mogła być mniejsza niż 201 mm, zatem w każdym przypadku warunek ten został spełniony. wyniki przedstawione w tablicy ix potwierdzają, że oprócz ustalonych gabarytów zbiornika, zwiększająca się średnica otworu wykonanego w dnie powoduje wzrost grubości jego ścianki. tablica ix. wpływ występowania otworów w dennicy wypukłej na jej grubość table ix. influence of openings occurrence in dished head on its thickness średnica otworu, mm grubość ścianki dna, mm 100 5 200 6 300 8 400 8 500 9 wpływ osłabienia otworami dna płaskiego na grubość jego ścianki podobnie jak w przypadku dennic wypukłych, wpływ projektowania otworów sprawdzono także dla den płaskich. wyniki przedstawione w tablicy ix dotyczą ich dwóch wersji kształtowych: wyoblonych oraz bez wyoblenia, łączonych z płaszczem spoiną obustronną. w tym przypadku podano obliczeniową grubość ścianki, gdyż zależności arytmetyczne wykorzystane w analizie nie uwzględniają wpływającej na wyniki zakładanej na początku obliczeń grubości. ciśnienie obliczeniowe i średnicę przyjęto tożsame z wcześniej analizowanym dnem wypukłym. obliczeniowa grubość ścianki dna nieosłabionego otworem w tych warunkach pracy wyniosła go= 43,91 mm (bez wyoblenia) oraz 45,5 mm (z wyobleniem). analizując wyniki przedstawione w tablicy x można zauważyć, że obecność otworu umieszczonego poza wyznaczonym w trakcie obliczeń pierścieniem o średnicach 1000 i 2000 mm, nie ma tak znaczącego wpływu na grubość ścianki dna, jak sama geometria naczynia. radykalna zmiana średnicy otworu (o 100%), powoduje przyrost zapotrzebowania na grubość ścianki o średnio ok. 1,5 mm, niezależne od kształtu dna (uwzględniając nawet dna wypukłe – tabl. ix). tablica x. grubość ścianki dna płaskiego z wyobleniem i bez wyoblenia w zależności od średnicy otworu table x. wall thickness of flat head with knuckle and without knuckle depending on opening diameter średnica otworu, mm grubość ścianki dna z wyobleniem, mm grubość ścianki dna bez wyoblenia, mm 100 45,05 46,68 200 46,28 47,96 300 47,63 49,35 400 49,09 50,87 500 50,7 52,54 32 przegląd spawalnictwa vol. 87 8/2015 wzmocnienia króćców w części walcowej i dennicy wzmocnienia króćców stosuje się w celu zredukowania grubości ścianki całego zbiornika [4-6,8,10,11]. lokalne nakładki wzmacniające umożliwiają wygenerowanie znacznych oszczędności, dzięki możliwości zastosowania w konstrukcji grubości ścianki liczonej dla urządzenia bez otworów. istnieją zależności geometryczne definiujące konieczność stosowania wzmocnień dla określonych średnic otworów [5]. obliczenie wzmocnienia ścianki osłabionej otworem polega na ustaleniu i porównaniu ilości materiału straconego, z ilością materiału wzmacniającego. zespół ścianka zbiornika – wzmocnienie musi tworzyć całość pod względem wytrzymałościowym, a naprężenia dla założonych parametrów pracy naczynia zawierały się w przedziale naprężeń dopuszczalnych [6]. przedmiotem obliczeń jest zbiornik o średnicy wewnętrznej 2000 mm i długości 5000 mm, z 3 króćcami rozmieszczonymi rzędowo w płaszczu i dwoma centralnie w wypukłych dennicach (rys. 4), którego stateczność sprawdzano w [7]. dla tak zaprojektowanego urządzenia ciśnieniowego przeprowadzono pełną analizę obliczeniową, której interesujące z punktu widzenia wzmocnień króćców wyniki zestawiono w tablicy xi. analizując wyniki zawarte w tablicy xi można zauważyć, że stosowanie wzmocnień może znacząco wpłynąć na grubość ścianki zbiornika. w przypadku części walcowej zbiornika udało się ją zredukować aż o 8 mm i zastosować jedynie miejscowe wzmocnienia o grubości 6 mm. jak widać z prezentowanych wyników obliczeń, wymiary wzmocnienia tablica xi. wyniki obliczeń grubości ścianek zbiornika osłabionego otworami table xi. results of wall thickness calculation of openings weakened vessel przyjęta (obliczona) grubość ścianki części walcowej z uwzględnieniem otworów 14 (12,56) mm przyjęta (obliczona) grubość ścianki dennic z uwzględnieniem otworów 8 (6,18) mm przyjęta (obliczona) grubość ścianki części walcowej bez otworów 6 (4,05) mm przyjęta (obliczona) grubość ścianki dennic bez otworów 5 (3,05) mm przyjęta grubość ścianki króćca w dennicy 5 (0,34) mm przyjęta grubość ścianki króćca o średnicy 100 mm 5 (4,056) mm przyjęta grubość ścianki włazu 5 (4,056) mm grubość wzmocnienia w części walcowej 6 mm grubość wzmocnienia dennicy 3 mm rys. 4. konstrukcja zbiornika ciśnieniowego zastosowanego jako przykład obliczeniowy fig. 4. construction of pressure vessel used as a calculation example są mniejsze, niż wymiar, o który pomniejszona została grubość ścianki. można zatem stwierdzić, że nakładki wzmacniające kompensują lokalnie naprężenia wynikające z obecności otworów, ale gabarytowo nie zawsze odzwierciedlają dokładnie stan obliczeniowy dla pełnej grubości ścianki. często ich wymiar jest mniejszy od „zaoszczędzonej” grubości ścianki. grubości króćców są zbliżone wymiarami do grubości elementów, z którymi będą połączone, co jest zgodne z zaleceniami zawartymi w wudt-uc [8]. w przypadku dennicy również udało się zredukować grubość ścianki o 3 mm. wzmocnienie miejscowe w tym przypadku powinno mieć grubość 3 mm. wymiary podane w nawiasach są grubościami obliczeniowymi, które został powiększone o naddatki technologiczne, eksploatacyjne oraz konstrukcyjne. 33przegląd spawalnictwa vol. 87  8/2015 wnioski na podstawie analiz przeprowadzonych z wykorzystaniem opracowanej formuły obliczeniowej bazującej na treści wudt, sformułowano następujące wnioski dotyczące konstruowania zbiorników ciśnieniowych: – obliczenia przeprowadzone dla mostków wzdłużnych, obwodowych i skośnych wykazały, że wartość współczynnika osłabienia otworami maleje wraz ze wzrostem średnicy otworów, natomiast wzrasta dla większych odległości między środkami ich osi. skutkuje to koniecznością zastosowania większej grubości ścianki, silnie uzależnionej od cech geometrycznych zbiornika, które zostały założone na początku obliczeń. dodatkowe obliczenia wykazały, że zwiększenie średnicy naczynia, przy tej samej średnicy włazu, powoduje wzrost współczynnika osłabienia, ale również zwiększenie wymaganej grubości ścianki. – w przypadku dennic, podobnie do części walcowej zbiornika, potwierdzono, że zwiększająca się średnica wykonanego otworu skutkuje wzrostem grubości jego ścianki. należy przy tym stwierdzić, że obecność otworu w tej części urządzenia ciśnieniowego, nie ma aż tak znaczącego wpływu na grubość ścianki, jak sama geometria dna. dla wybranego przykładu obliczeniowego, 100% zmiana średnicy otworu spowodowała przyrost grubości ścianki o średnio ok. 1,5 mm, niezależne od kształtu dennicy (płaska lub wypukła). – zasadne jest sprawdzanie współczynników osłabienia dwoma odosobnionymi otworami, tylko kiedy ich średnica jest znacząca w porównaniu z wymiarami zbiornika, a ich odległość jest niewielka. – stosowanie wzmocnień otworów pod łączniki może znacząco wpłynąć na grubość ścianki zbiornika. w zależności od wymiarów i parametrów pracy urządzenia istnieje możliwość jej redukcji od kilku do kilkunastu milimetrów. dodatkowo wykazano, że wymiary wzmocnienia są mniejsze, niż wymiar, o który pomniejszona została grubość ścianki. można zatem stwierdzić, że nakładki wzmacniające kompensują lokalnie naprężenia wynikające z obecności otworów, ale gabarytowo nie zawsze odzwierciedlają dokładnie stan obliczeniowy dla pełnej grubości ścianki. – opracowana formuła obliczeniowa daje możliwości kompetentnego, a przede wszystkim szybkiego optymalizowania wymiarów zbiorników ciśnieniowych, co w efekcie pozwala na sprawdzenie wielu rozwiązań konstrukcyjnych zbiorników oraz wyboru najkorzystniejszego strukturalnie i najbardziej ekonomicznego. zredukowana grubość ścianki zbiorników ciśnieniowych to nie tylko oszczędności materiałowe, ale również kompresja czasu produkcyjnego oraz uproszczenie technologii wytwarzania. literatura [1] dyrektywa 2014/68/ue parlamentu europejskiego i rady w sprawie harmonizacji ustawodawstw państw członkowskich odnoszących się do udostępnienie na rynku urządzeń ciśnieniowych, 15.05.2014. [2] dyrektywa 97/23/we parlamentu europejskiego i rady w sprawie zbliżenia ustawodawstw państw członkowskich dotyczących urządzeń ciśnieniowych, 29.05.1997. [3] dyrektywy urządzenia ciśnieniowe 97/23/we oraz proste zbiorniki ciśnieniowe 2009/105/we, broszura informacyjna, projekt pl 0426: wsparcie administracji publicznej, organizacji pozarządowych i organizacji przedsiębiorców w procesie upowszechniania wśród małych i średnich przedsiębiorstw wiedzy na temat dyrektyw nowego i globalnego podejścia, warszawa 2010. [4] ferenc k., ferenc j.: konstrukcje spawane, połączenia, wnt, warszawa 2006. [5] sędek p.: projektowanie urządzeń ciśnieniowych, materiały szkoleniowe: kurs międzynarodowego inżyniera spawalnika, instytut spawalnictwa, gliwice 2012. [6] dudek a., łaczek s.: zbiornik ciśnieniowy spawany, materiały pomocnicze do projektu z podstaw konstrukcji maszyn, wyd. politechniki krakowskiej, kraków 2006. [7] piwowarczyk t., nabielec t.: wpływ zależności kształtowowymiarowych i ciśnienia roboczego na grubość ścianki zbiorników ciśnieniowych projektowanych według wudt/ uc/2003, przegląd spawalnictwa, nr 8/2015. [8] warunki urzędu dozoru technicznego wudt-uc-2003, wydanie 2, urząd dozoru technicznego, warszawa 2005. [9] dudek j.: metoda odprężania mechanicznego naczyń ciśnieniowych, rozprawa doktorska, politechnika wrocławska, raport serii pre 2/07, wrocław 2007. [10] słania j., kaczor t.: plan spawania zbiornika ciśnieniowego, przegląd spawalnictwa, nr 4/2010. [11] pikoń j.: podstawy konstrukcji aparatury chemicznej, elementy aparatury chemicznej, cześć ii, pwn, warszawa 1979. ps 7 2016 www.pdf 9przegląd  spawalnictwa       vol. 88 7/2016 zastosowanie spektroskopii ramanowskiej do analizy  powłok hydroksyapatytowych natryskanych plazmowo possibilities of application raman spectroscopy to analysis of plasma sprayed hydroxyapatite coatings mgr inż. szymon kowalski – tegeno sp. z o.o., kielce; dr inż. radosław belka, dr hab. inż. wojciech żórawski, prof. pśw;  dr hab. inż. małgorzata suchańska, prof. pśw – politechnika świętokrzyska. autor korespondencyjny/corresponding author: belka@tu.kielce.pl streszczenie w artykule zostały przedstawione wyniki badań powłoki hydroksyapatytowej naniesionej metodą plazmową. analiza zmian struktury naniesionej powłoki została przeprowadzona metodą spektroskopii ramanowskiej. w celu oszacowania niejednorodności struktury fizykochemicznej wykonano mapowanie wybranego fragmentu powierzchni powłoki pod kątem lokalnych zmian. do oceny ilościowej występowania hydroksyapatytu w stosunku do innych form fosforanów wapnia wykorzystano parametr w postaci stosunku intensywności pasma charakterystycznego grupy hydroksylowej (oh-) do pasma modu pełnosymetrycznego kompleksu po43-. badania wykonano dla dwóch rozdzielczości przestrzennych: niska rozdzielczość krok 25µm, wysoka rozdzielczość krok 5 µm. stwierdzono znaczne wahania wartości zdefiniowanego parametru w obrębie całego badanego fragmentu powłoki, co wskazywało na znaczny i niejednorodny rozkład hydroksyapatytu. badanie miało na celu ocenę możliwości testowania powłok endoimplantów przy użyciu map ramanowskich. słowa kluczowe: hydroksyapatyt; natryskiwanie plazmowe; endoimplanty; spektroskopia ramana abstract this paper contains results of the study of a hydroxyapatite coating deposited by plasma spraying. properties variation of a coating was analyzed raman spectrosocopy method. to assess the heterogeneity of the chemical structure was made the mapping for selected fragment of the surface. to quantify the presence of the hydroxyapatite in relation to other forms of calcium phosphate, ratio of oh to po4 peaks intensities was used. mapping was made for both of low (25 µm) and high (5 µm) resolution. there was a significant fluctuations of the structural properties throughout the given fragment of the coating and considerable degradation of hydroxyapatite. the study aimed at evaluating for the possibilities of testing endoimplants coating using raman mapping. keywords: hydroxyapatite; plasma spraying; endoimplants; raman spectrosocopy wstęp fosforany wapnia zajmują wyjątkowo ważne miejsce wśród ceramicznych biomateriałów ze względu na wysoką biozgodność. są one zwykle ortofosforanami, czyli solami trójzasadowego kwasu ortofosforowego h3po4. z punktu widzenia medycyny najistotniejszą odmianą fosforanu jest hydroksyapatyt (hap), ponieważ jest rzeczywistym, naturalnym budulcem kości, odpowiedzialnym za ich wytrzymałość [1]. w organizmie ludzkim hydroksyapatyt jest stale rozpuszczany i na nowo wydzielany przez komórki kostne, w procesie nazywanym resorpcją [2]. z tego względu hap stał się w ostatnich latach ważnym minerałem w zastosowaniach endoprotetycznych [3÷7]. z punktu widzenia struktury krystalicznej, hydroksyapatyt może być nazwany sześcioortofosforanem (v) dwuwodorotlenku dziesięciowapnia, w rezultacie jego wzór sumaryczny przedstawiany jest w formie ca10(po4)6(oh)2, gdzie stosunek stechiometryczny jonów ca/p wynosi 5:3. należy podkreślić, że jest hap tylko jednym z wielu reprezentantów szymon kowalski, radosław belka, wojciech żórawski, małgorzata suchańska szerokiej rodziny materiałów, jakimi są fosforany wapnia. do innych istotnych z punktu widzenia medycyny przedstawicieli można zaliczyć: amorficzne fosforany wapnia (acp), dziewięciotlenek difosforanu tetrawapnia (ttcp) oraz fosforan (ortofosforan) wapnia (tcp), których stosunek ca/p mieści się zazwyczaj w granicach 1.5 – 2. wśród nich hap charakteryzuje się największą rozpuszczalnością w żywym organizmie [1]. syntetyczny hydroksyapatyt może z powodzeniem pełnić funkcję interfejsu na styku implant -kość. implanty metaliczne nie zapewniają odpowiedniego związania z tkanką kostną. pokrycie ich powłoką hydroksyapatytową, która jest resorbowalna, zapewnia doskonałe umocowanie implantu, uniemożliwiające jego przemieszczenie dzięki temu, że tkanki kostne wykazują silne powinowactwo z powłoką, objawiające się jej rozpuszczaniem i przerastaniem naturalnym hydroksyapatytem. do nanoszenia powłok stosuje się między innymi metody elektrochemiczne, tam gdzie struktura geometryczna implantu jest skomplikowana. w przypadku prostych geometrii stosuje się zwykle metody natryskiwania plazmowego. przeglad welding technology review 10 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 7/2016 daje ona możliwość szybkiego wytworzenia powłoki o grubości od 30 do 500 µm. wadą tej metody jest wysoka temperatura procesu oraz gwałtowne chłodzenie, które mogą wywołać amorfizację struktrury hydroksyapatytu, a nawet jego rozkład chemiczny, skutkując zaburzeniem stechiometrii lub powstaniem fazy amorficznej. temperatura topnienia hydroksyapatytu wynosi 1570 °c, zaś temperatura jego wrzenia to 3227 °c [1]. do badania struktury chemicznej i jednorodności powłok hydroksyapatytowych z powodzeniem można wykorzystać metodę spektrometrii ramanowskiej [8]. metoda ta uznawana za nieinwazyjną technikę identyfikacyjną, bazującą na analizie częstotliwości charakterystycznych drgań złożonych związków chemicznych, w tym kompleksów jonowych. w szczególności, w przypadku hydroksyapatytu obserwowane są 2 intensywne pasma: jedno odpowiadające częstotliwości rezonansowej modu „oddychającego” kompleksu po43-, czyli symetrycznych drgań rozciągających wiązań fosfor-tlen (mod a1), przy ν(a1)≈962cm-1 zaś drugie odpowiadające drganiom rozciągającym grupy hydroksylowej, przy ν(oh)≈3572cm-1. warto podkreślić, iż to drugie drganie nie jest obserwowane w fosforanach pozbawionych grupy oh, a więc wszystkich wymienionych powyżej. z tego względu stosunek intensywności obu modów może być ilościowym wyznacznikiem zawartości hap w badanej strukturze. standardowy pomiar ramanowski jest punktowy i ogranicza się do analizy obszaru kołowego o średnicy około 3-5µm. możliwe jest wykonywanie zautomatyzowanego szeregu punktowych pomiarów (tzw. mapowanie ramanowskie), co daje możliwość zbadania przestrzennego rozkładu określonej właściwości. taki test jest dużo wiarygodniejszy. pomiary takie wykonane w regularnych odstępach dają możliwość zbadania zmian własności wewnątrz zadanego obszaru, eliminują błędy wynikające z przypadkowości wyboru punktów pomiarowych oraz dają możliwość wychwycenia charakteru zaburzeń struktury względem wzajemnego położenia punktów pomiaru. znacząco zwiększa się również szansa wykrycia wtrąceń i zanieczyszczeń. celem tego artykułu jest przedstawienie wyników badań powierzchni powłok hydroksyapatytowych, natryskiwanych plasmowo, przy pomocy metody mapowania ramanowskiego. w szczególności analizowano przestrzenny rozkład intensywności modu charakterystycznego grupy oh, stanowiącego miarę zawartości hap w nanoszonych powłokach. metodyka badań powłoka była osadzona na płaskiej próbce ze stali nierdzewnej 1.4510 (oh17t) o wymiarach 15 mm x 15 mm x 1 mm. przed natryskiwaniem plazmą próbka została odtłuszczona i wypiaskowana za pomocą elektrokorundu pod ciśnieniem 0.5 mpa. zastosowano proszek hydroksyapatytu sulzer metco xpt-d-703 (rys. 1). natryskiwanie plazmą zostało przeprowadzone za pomocą systemu plancer pn-120 z dozownikiem proszku thermal miller 1264. do naniesienia powłok zostały ustawione następujące parametry: natężenie – 600 a, napięcie – 60 v, ciśnienie gazów – 0.7 mpa, odległość dyszy – 100 mm, prędkość podawania proszku – 60 g/min [2]. po osadzeniu grubość powłoki wynosiła około 0.3 mm. proszek hap oraz osadzona na nierdzewnej stali powłoka badane były przy pomocy spektroskopii ramanowskiej. pomiary przeprowadzono przy pomocy zautomatyzowanego spektrometru micro-raman nicolet almega xr (thermo scientific) ze wzbudzeniem 532 nm (laser nd:yag), o mocy ok. 24 mw. widma były uzyskane w trybie micro mode (zakres 100 – 4000cm-1, 6 cm-1 rozdzielczość). uzyskane widma były przetworzone przez oprogramowanie nicolet omnic 8 w celu usunięcia tła luminescencyjnego. wiązkę laserową kierowano prostopadle do powierzchni badanej próbki i ogniskowano przy użyciu wysokoaperturowych, krótkodystansowych obiektywów optycznych, o powiększeniu 10x i 50x). spektrometr ramanowski jest zintegrowany z mikroskopem optycznym olympus bx51, umożliwiając również obserwacje mikroskopowe oraz ułatwiające właściwe justowanie i ogniskowanie wiązki. czas rejestracji każdego widma pomiarowego został ustawiony na 60 sekund. dzięki możliwości tworzenia map widm pomiary przebiegały w sposób zautomatyzowany. wykonano dwie mapy. pierwsza, o niskiej rozdzielczości przestrzennej (25 µm), przy użyciu obiektywu o powiększeniu 10x (na = 0,25) obszaru o wymiarach 400 x 275 µm. mapa ta składała się z 204 punktów (17 x 12) o rozmiarze plamki lasera ok. 3 µm. druga mapa, o wysokiej rozdzielczości (5 µm) wykonana została przy użyciu obiektywu o powiększeniu 50x (na = 0,5). obszar o rozmiarze 60 x 65 µm było mapowane przez 182 punkty (13 x 14), przy czym rozmiar plamki lasera wynosił ok. 1µm. wykonano również porównawcze badanie samego proszku przed nanoszeniem przy parametrach identycznych jak przy badaniu w wysokiej rozdzielczości. badanie to zostało powtórzone 3-krotnie. rys. 1. proszek hydroksyapatytowy sulzer metco xpt-d-703 fig. 1. sulzer metco xpt-d-703 hydroxyapatite powder wyniki badań i dyskusja na rysunku 2 porównano punktowe widma ramanowskie proszku i powłoki hap, z zaznaczonymi dwoma podstawowymi pasmami charakterystycznymi. pomiary wykazały silny zanik piku oh w materiale po naniesieniu powłoki metodą plazmową. stosunek i(oh)/ii(po4) dla proszku przed nanoszeniem oszacowano na ok. 0,42 – 0,43 i w dalszych badaniach traktowany był jako miarodajny parametr reprezentujący obecność hydroksyapatytu. rys. 2. punktowe widma ramana dla proszku i powłoki fig. 2. spot raman spectra for raman powder and coating 11przegląd  spawalnictwa       vol. 88 7/2016 na rysunku 3 przedstawiono obraz mikroskopowy wybranego fragmentu powierzchni powłoki (obiektyw 10x) wraz z naniesioną siatką punktów pomiarowych (krok 25 µm). obraz z mikroskopu świetlnego powłoki hap wskazuje na wyraźną chropowatość próbki, co negatywnie wpływa przeprowadzenie mapowania ramanowskiego. dlatego też użycie parametru w postaci stosunku intensywności dwóch wybranych pasm pozwoliło uzgodnić wyniki pomiarów. rys. 3. próbkowanie mapy widm ramanowskich niskiej rozdzielczości (25 µm) fig. 3. sampling maps of raman spectrum in low resolution (25 microns) rysunek 4 przedstawia odpowiadającą rysunkowi 3 mapę rozkładu stosunku intensywności i(oh)/i(po4). obszary jaśniejsze oznaczają miejsca o większej zawartości hydroksyapatytu. wyniki wskazują na znaczny spadek intensywności pasma modu oh w powłoce naniesionej plazmowo w stosunku do proszku. stosunek i(oh)/i(po4) wynosił średnio około 0,05-0,06, czyli był blisko 8-krotnie mniejszy niż w przypadku proszku. oznaczać to może, że średnio ponad 85% hap rozpadło się i przekształciło w inne odmiany fosforanów. analiza danych literaturowych wskazuje, że możliwymi i bardzo prawdopodobnymi produktami rozpadu są tcp i ttcp w stosunku 2:1 [7,9]. należy zauważyć, że rozpad hap nie jest jednakowo intensywny w badanym obszarze. występują obszary o stosunku pików przewyższającym wartość 0,3 (co odpowiada zawartości hap na poziomie 70% i więcej), jak również miejsca o całkowitym zaniku piku oh. na rysunkach 5 i 6 przedstawiono analogiczne rezultaty uzyskane w trybie większej rozdzielczości (krok 5 µm). również w tym przypadku obraz mikroskopowy nie daje możliwości rys. 4. mapa niskiej rozdzielczości (25 μm) stosunku i(oh)/ii(po4) fig. 4. low resolution map (25 μm). the ratio of i(oh)/ii(po4) chociażby wstępnej analizy struktury chemicznej. mapa rozkładu intensywności i(oh)/i(po4) wykazała jednak zdecydowanie większą jednorodność powłoki, ponieważ zaobserwowany zakres wartości stosunku i(oh)/i(po4) uległ zawężeniu do 0 – 0,08. pomiar ten wykazał istnienie dużo większej liczby punktów całkowitego zaniku pasma modu oh. rys. 5. próbkowanie mapy widm ramanowskich wysokiej rozdzielczości (5 µm) fig.  5. sampling maps of raman spectrum in high resolution (5 microns) rys. 6. mapa wysokiej rozdzielczości (5 μm) stosunku i(oh)/ii(po4) fig. 6. high resolution map (5 μm). the ratio of i(oh)/ii(po4) na podstawie przeprowadzonych można stwierdzić, że poza nielicznymi miejscami, gdzie zawartość hydroksyapatytu w powłoce jest dominująca (ponad 6070%), w przeważającej większości obszaru obserwuje się prawie całkowity rozkład hap, tj od 80 do 100% tego związku ulega rozkładowi w procesie natryskiwania plazmowego. rozpad hydroksyapatytu skutkuje również zaburzeniem stechiometrii jonów wapnia i fosforu, co potwierdzają również badania mikroanalizy rentgenowskiej prezentowane w [10]. przeprowadzona analiza dotyczy jedynie warstwy przypowierzchniowej, która jest poddawana laserowemu wzbudzeniu i nie obejmuje całości mikrostruktury powłoki. 12 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 7/2016 wnioski analiza przestrzennego rozkładu intensywności pasm charakterystycznych wskazuje przede wszystkim na fakt znacznego, choć wyraźnie niejednorodnego rozpadu hydroksyapatyytu w procesie nanoszenia powłoki przy zastosowaniu procesu natryskiwania plazmowego. otrzymane wyniki wskazują, że ok. 85 – 90% natryskiwanego hydroksyapatytu ulega przetransformowaniu w inne odmiany fosforanów (prawdopodobnie w fosforan trójwapniowy i fosforan tetrawapnia). ponadto, średnio co kilkaset µm obserwuje się obszary, w których hap nie uległ zdecydowanej przemianie. rozpad hydroksyapatytu skutkuje zaburzeniem stechiometrii jonów wapnia i fosforu, co potwierdzają badania mikroanalizy rentgenowskiej prezentowane w [10]. należy przy tym podkreślić, że średni stosunek ca/p powinien zostać zachowany i być zbliżony do wartości typowych dla hap, co jest istotne z medycznego punktu widzenia. badania były współfinansowane przez europejski fundusz rozwoju regionalnego w ramach programu operacyjnego innowacyjna gospodarka 2007-2013 (nr uda-poig .01 .03 .01-14-071/08-10) . pomiary ramanowskie przeprowadzono przy użyciu sprzętu współfinansowanego przez europejski fundusz rozwoju regionalnego w ramach programu operacyjnego innowacyjna gospodarka na lata 2007-2013 (nr poig 02 .02 .00-26-023/08-00) . literatura [1] sobczak a., kowalski z., „materiały hydroksyapatytowe stosowane w implantologii” (http://suw.biblos.pk.edu.pl/resources/i6/i1/i4/r614/ sobczaka_materialyhydroksypatytowe.pdf). [2] elliott, j.c., [structure and chemistry of the apatite and other calcium orthophosphates], elsevier, amsterdam, (1994). [3] huracek, j. and spirig, r., “the effect of hydroxyapatite coating on the fixation of hip prostheses,” arch orthop trauma surg 113, 72-77 (1994). [4] dumbleton, j. and manley, m.t., “hydroxyapatite-coated prostheses in total hip and knee arthroplasty,” j bone joint surg am. 86-a(11), 2526-40 (2004). [5] liao, s.l., kao, s.c.s., tseng, j.h.s. and l-k lin, l., “surgical coverage of exposed hydroxyapatite implant with retroauricular myoperiosteal graft,” br j ophthalmol. 89 (1), 92-95 ( 2005). [6] herrera, a., mateo, j., gil-albarova, j., lobo-escolar, a., ibarz, e., gabarre, s., más, y. and gracia, l., “cementless hydroxyapatite coated hip prostheses, biomed research international,” biomed research international 2015, 13 (2015). [7] j. l. ong and d. c. n. chan, “hydroxyapatite and their use as coatings in dental implants: a review,” critical reviews™ in biomedical engineering, 28(5&6):1–41 (1999). [8] koutsopoulos, s. “synthesis and characterization of hydroxyapatite crystals: a review study on the analytical methods”, j biomed mater res. 2002 62(4):600. [9] c. moseke, u. gbureck, tetracalcium phosphate: synthesis, properties and biomedical applications, acta biomaterialia 6 (2010) 3815–3823 [10] r. belka, s. kowalski, w. żórawski, m. suchańska, “a study of plasma sprayed hap coatings using the edx and raman methods”, transcom 2015 conference, 22-24 june 2015, żylina, slovakia. [11] n. curry, k. vanevery , t.snyder, n. markocsan, “thermal conductivity analysis and lifetime testing of suspension plasma-sprayed thermal barrier coatings”, coatings 2014, 4(3). 201312_pspaw_cz3 189przegląd spawalnictwa 12/2013 bernard wichtowski romuald hałas diagnostyka stalowej rurowej wieży antenowej o wysokości 30 m w świetle badań jej pionowości diagnostic of the steel pipe antenna tower of hight  30 m according to its  plumbing measurements  r hab. inż. bernard ichtowski, prof. t – projektowanie i ekspertyzy, mgr inż. rom a d ałas – telecom. abstract the requirements concerning the terms and the scope of diagnostic tests of radio-television towers and masts are given by the “er-01 instructions-operation of towers and masts”. results of geodetic measurements, several times made, of the horizontal deflection of the aerial pipe steel tower of high 30 m have been presented. the results were interpreted in accordance with codes and standards. the given conclusions may be useful in designing of those structures and in the diagnostic tests. streszczenie wymagania dotyczące terminów i zakresu badań diagnostycznych wież i masztów telekomunikacyjnych podano w „instrukcji er-01. eksploatacja wież i masztów”. w artykule przedstawiono kilkakrotne geodezyjne pomiary wychylenia poziomego wieży antenowej o wysokości 30 m. uzyskane wyniki zinterpretowano zgodnie z zaleceniami obowiązujących przepisów oraz zaleceniami literaturowymi. podane wnioski mogą być przydatne przy projektowaniu tych konstrukcji i przy badaniach diagnostycznych. st p w warunkach rzeczywistych nie istnieją konstrukcje o idealnych kształtach. odchyłki wymiarów rzeczywistych od wymiarów nominalnych powstają na wszystkich etapach wytwarzania konstrukcji i w czasie jej użytkowania. w pn-iso 4464:1994 [1] podano klasyfikacje odchyłek technologicznych powstających w procesie wytwarzania, w czasie tyczenia oraz podczas budowy obiektu. w normie tej zaznaczono również, że tolerancje konstrukcji wynikają z wymagań funkcjonalno-użytkowych obiektu i z uwagi na możliwość równoczesnego występowania odchyłek własnych wywołanych zmianami fizycznymi, takimi jak zmiany temperatury, obciążenia lub naprężeń oraz kątowym osiadaniem fundamentu. w odniesieniu do stalowych konstrukcji wież wymagania w tym zakresie regulowały pn-b-06200:2002 [2] i pn-b-03204:2002 [3] oraz instrukcja er-01 [4]. z uwagi na rok budowy badanej wieży, analizy jej geometrii nie prowadzono zgodnie z zaleceniami eurokodu 3-3-1 [5] i pn-en-1090-2:2009 [6], podając tylko wartości tolerancji montażowych według tych przepisów. ugięcie wierzchołka wieży nie może przekraczać 0,001 jej wysokości nad poziomem zamocowania [3, 4, 7], a skręcenie przekroju trzonu nie powinno przekraczać wartości ε = 0,5o na odcinku 3 m i ε = 5o na całej wysokości [3]. inne wartości skręcania były podawane w normach i przepisach [4, 7, 8]. zagadnienie to dokładnie przedstawiono w opracowaniu [9]. skręcenie przekroju trzonów wież antenowych ma znaczenie w konstrukcjach kratownicowych, natomiast nie jest wyznaczane w konstrukcjach rurowych. inne tolerancje eksploatacyjne i montażowe wież zalecają euronormy. pn-en 1993-3-1 [5], podobnie jak [8], zaleca przyjmowanie największej odchyłki poziomej wierzchołka wieży kratowej o wartości równej 1/500 jej wysokości. pn-en 1090-2 [6] z kolei określa tolerancję wykonawczą następująco: dopuszczalne 190 przegląd spawalnictwa 12/2013 odchylenie od pionu linii łączącej dwa dowolne punkty konstrukcji nominalnie przynależne do linii pionowej δ = +/0,10% ( tj. 0,001h ), lecz |δ| > 5 mm”. odchyłki od pionu mają duże znaczenie podczas eksploatacji obiektu, z uwagi na zachowanie niezakłóconej łączności telekomunikacyjnej. przykładowo wymagania centertela w przypadku konstrukcji wsporczych ram antenowych ograniczają całkowite odchylenie anten parabolicznych rl (poziome i pionowe) spowodowane parciem wiatru do 20’ oraz 10 dla anten panelowych gsm1800 [10]. wielokrotna ocena geometrii obiektu eksploatowanego pozwala wyznaczyć wielkość i przebieg deformacji. w wypadku stwierdzonych odchyłek granicznych konstrukcje należy poddać naprawie. instrukcja er-01 [4] wady dotyczące odchylenia osi trzonu wieży od pionu „a” dzieli na dwie klasy: – klasa i, gdy a > h/750 – wady zagrażające bezpieczeństwu konstrukcji i wymagające niezwłocznej naprawy, – klasa ii, gdy a ≤ h/750 – wady pogarszające stan konstrukcji, których naprawa powinna być wykonana nie później, niż w ciągu roku. metodykę i efekty przeprowadzenia rektyfikacji trzonów wież antenowych i kominów przedstawiono w [9, 11÷14]. w wyniku rektyfikacji geometria wszystkich przedstawionych tam konstrukcji została doprowadzona do wymagań norm. nietypowy przypadek rurowej wieży antenowej omówiono w artykule. obiekt ten w okresie dotychczasowej eksploatacji poddany był czterokrotnej inspekcji okresowej. każda z nich wykazała występowanie odchyłek zaliczanych do wad klasy i. wady te nie zostały jednak usunięte do dzisiaj. przyczyny takiego postępowania poddano analizie. wnioski z takiego rozwiązania mogą być przydatne przy interpretacji wyników z prowadzonych badań podobnych obiektów. charakterystyka wieży schemat konstrukcyjny wieży przedstawiono na rysunku 1, a jej aktualny stan techniczny na rysunku 2. wieża o wysokości 30 m została wykonana z trzech segmentów z rur grubościennych ze stali r35, o parametrach: – segment dolny – l = 12,0 m, rura ø 813/12,5 mm, – segment środkowy – l = 9,0 m, rura ø 610/12,5 mm, – segment górny – l = 9,0 m, rura ø 355/10,0 mm. kołnierzowe połączenie między segmentami przedstawiono na rysunku 1. kołnierze ze stali st3s o grubości 30 mm połączone są 16 lub 12 śrubami m24 kl. 5.6. segmenty górne wpuszczone są w segmenty dolne na długość 500 mm i rozparte na głębokości 470 mm przez klocki oraz przykręcone odpowiednio 8 i 6 śrubami m24 do ścianki segmentu dolnego. zgodnie z projektem są to rektyfikacyjne śruby montażowe. według autorów opracowania dostęp do tych śrub w trakcie montażu połączeń jest bardzo kłopotliwy i prawdopodobnie nie były one wykorzystane lub nawet utrudniały montaż. na wysokościach +7,90 i +15,0 m zamontowane są pomosty technologiczne z barierkami ochronnymi (rys. 1 i 2). pomosty górne w kształcie prostokąta mają wymiary 4860 x 2340 mm i są wykonane z ceowników i rur prostokątnych oraz wypełnione kratką wema. pomosty te opierają się na kołnierzach o szerokości 85 mm wzmocnionych od dołu 8 żeberkami oraz na wspornikach z ceowników 80 i podparte są 4 zastrzałami wykonanymi z rur kwadratowych (rys. 2). segment dolny wieży połączony jest z fundamentem betonowym 24-śrubowymi kotwiami płytkowymi pm24 o długości 0,62 m (długość osadzenia w betonie 0,55 m). żelbetowy fundament składa się z podstawy dolnej w kształcie ośmioboku o maksymalnych wymiarach 5,0 x 5,0 m i grubości 1,40 m, posadowionej na głębokości 1,90 m poniżej poziomu terenu, oraz cokołu prostopadłościennego o bokach 2,0 x 2,0 m i wysokości 0,50 m. fundament spełnia wymogania norm przedmiotowych. przy masie obciążającej pomosty (1,8 t) naprężenia krawędziowe pod fundamentem wynoszą 118 i 38 kpa i są mniejsze od б = 150 kpa, a ich iloraz = 3,1 jest 5-krotnie mniejszy. spełniony jest także warunek stateczności fundamentu, gdyż współczynnik pewności na obrót n1 = 4 > 2, a na przesuw n2 = 11. pomiary geodezyjne pionowo ci wieży użytkownik wieży nie posiada wyników z pomiarów geometrii konstrukcji po jej bezpośrednim zmontowaniu w 1998 r. znane są wartości odchylenia od pionu z przeprowadzonych pomiarów podczas realizacji ekspertyz w 2002, 2005 i 2012 r. oraz z lipca 2013 r. każdorazowo ekspertyzy były związane z projektowaną modernizacją konstrukcji i dotyczyły zmiany urządzeń nadawczych na pomostach technologicznych. pomiary pionowości wieży wykonywano metodą rzutowania bezpośredniego na podstawę przy wykorzystaniu płaszczyzny kolimacyjnej teodolitu do przenoszenia punktów pomiarowych obiektu na stałą bazę. jako bazę przyjęto łatę niwelacyjną ułożoną poziomo i prostopadle do płaszczyzny kolimacyjnej przechodzącej przez środek podstawy wieży. na łacie odczytywano wartości liczbowe rzutu każdego mierzonego punktu pomiarowego 1÷6’, które rozmieszczone były na 6 poziomach wieży zaznaczonych na rysunku 1. różnica odczytu punktu badanego i odczytu punktu podstawy stanowi odchyłkę od pionu w kierunku równoległym do łaty. pomiary wykonywano z dwóch stanowisk usytuowanych w płaszczyznach prostopadłych. ze stanowiska a mierzono wychylenie poziome w płaszczyźnie xz, a ze stanowiska b wychylenie wieży z płaszczyźnie yz. 191przegląd spawalnictwa 12/2013 rys. 1. schemat konstrukcji wieży i szczegóły połączeniowe (1÷6 – punkty pomiarów geodezyjnych) ig. 1. construction scheme of the tower and the connection details (1÷6 – points of geodetic measurements ) w każdym punkcie wychylenie mierzono dwukrotnie po odwróceniu lunety przez zenit (tabl. i). ostatnie geodezyjne pomiary ekspertyzowe wychylenia osi wieży wykonano w lipcu 2012 r. były one związane z projektowanym założeniem nowych lżejszych urządzeń nadawczych na pomoście górnym, szafy h-stack i nowej drabinki (rys. 2). po rocznym okresie, dla celów własnych, w lipcu 2013 r. wykonano ponowne pomiary w celu określenia wpływu obciążeń modernizacyjnych na geometrię obiektu. pomierzone wartości tego wychylenia w dwóch płaszczyznach zamieszczono w tablicy i. poza tym na rysunku 3 przedstawiono graficznie wychylenia z dwóch ostatnich pomiarów (w nawiasach zaznaczono wartości zmierzone w 2013 r.). można zauważyć, że wartość wychylenia wypadkowego określona w ostatnich pomiarach jest na 192 przegląd spawalnictwa 12/2013 rys. 2. widok ogólny wieży i pomostów technicznych ig. 2. the main view of the tower and technical platforms rys. 3. zmierzone wychylenie wieży w latach 2012 i 2013 (wartości w nawiasach – 2013 r.) ig. 3. measured deflection of the tower in years 2012 and 2013 (values in brackets from 2013) całej wysokości wieży mniejsza o 15÷16% od wychylenia z 2012 r. niestety, wychylenie na wszystkich poziomach pomiarowych wielokrotnie przekracza wartość dopuszczalną (tabl. ii). na poziomie +28,5 m, tj. na poziomie anten, wychylenie ma wartość 267 mm i przekracza wartość dopuszczalną (28 mm ) prawie dziesięciokrotnie (9,5 raza). również na pozostałych poziomach: +21 i +12 m wychylenia są przekroczone odpowiednio: 8,6 i 5,3 razy. wartość ugięcia wypadkowego 267 mm na średnim poziomie mocowania anten ha = 28,5 m stanowi 1/106 tej wysokości (rys. 3). jest to wartość o ok. 15% mniejsza od wartości dopuszczalnego ugięcia wierzchołka wieży energetycznej typu odporowego, która dla konstrukcji o hk < 60 m wynosi hk/90, ale jest niedopuszczalna w wieżach antenowych [16, 17]. ana iza wychy enia poziomego wieży znaczne ugięcia trzonu wieży stwierdzono we wszystkich dotychczasowych czterech pomiarach geodezyjnych, których wyniki podano w tablicy i. w badaniach tych, na poziomie anten +28,5 m wychylenia miały wartości: 216; 177; 313 i 267 mm ( tabl. i, kol. 8) i przekraczały odpowiednio: 7,6; 6,2; 11,0; i 9,4 razy normatywą wartość dopuszczalną (kol. 11). analizując te wartości trzeba zadać pytanie: dlaczego przy tak znacznym wychyleniu poziomym nie nastąpiło zakłócenie łączności telekomunikacyjnej anten i nie zaistniała konieczność wykonania rektyfikacji wieży? według projektu technicznego, konstrukcja o masie ok. 7500 kg w całości została zmontowana na poziomie terenu i podniesiona dźwigiem o udźwigu 10 t. tab ica i. wychylenie poziome wieży w mm tab e i. horizontal deflection of the tower in mm rok badań płaszczyzna pomiaru wartość zmierzona na poziomie, m wartość wypadkowa – w na poziomie, m w/wdop x 100% +12 +21 +28,5 +12 +21 +28,5 +12 +21 +28,5 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 2002 xz -18 -53 -117 23 (0) 128 (0) 216 (0) 192 (0) 610 (0) 758 (0)yz 14 116 181 2005 xz -16 -85 -127 23 (0) 113 (-15) 177 (-39) 192 (0) 538 (71) 621 (137)yz +17 +75 +123 2012 xz 29 -10 -1 75 (52) 214 (86) 313 (97) 625 (433) 1019 (410) 1098 (340)yz 69 214 313 2013 xz 26 -16 3 63 (40) 180 (52) 267 (51) 525 (333) 857 (248) 937 (179)yz 57 179 267 193przegląd spawalnictwa 12/2013 jedynie na taki sposób montażu zezwala również przyjęty model połączenia kołnierzowego poszczególnych segmentów. wykonawcze odchylenie od pionu wierzchołka wieży o przekroju rurowym, wg wymogów pnb-06200:2002 [2], nie powinno być większe od 30 mm, gdyż h < 50 m. natomiast wg warunków wykonania i odbioru [8] odchylenie to powinno być mniejsze od 0,003h, czyli 90 mm. wszystkie pozostałe wartości odchylenia należy traktować jako eksploatacyjne. brak pomiarów wykonawczych wieży z 1998 r. uniemożliwia oszacowanie rzeczywistych tolerancji montażowych i eksploatacyjnych. przypuszczalnie anteny zostały zamontowane na wieży po wcześniejszym ustawieniu urządzeń techniczno-nadawczych na pomostach roboczych, czyli na konstrukcji mającej w przybliżeniu geometrię z 2002 r. dla anten była to konstrukcja o zerowych przemieszczeniach eksploatacyjnych. wartości przechyłu poziomego anten, oszacowane podczas pomiarów w kolejnych latach, podane w tablicy i w nawiasach, wyniosły: 39, 97 i 51 mm (kol. 8) i nie powodowały zakłóceń nadawczych anten. maksymalne przemieszczenie 97 mm wystąpiło przy kątowym odchyleniu trzonu wieży równym 0,195o, tj. 11’42’’ < 20’ [10]. potwierdzeniem przyjętego wyżej rozumowania jest również analiza wartości wychylenia z kolumny 8. każdorazowo różnice pomierzonych wychyleń były spowodowane zmianą obciążeń na pomostach w wyniku bieżącej modernizacji konstrukcji. różnice te wynosiły: 39, 136 i 46 mm. dlatego należy przypuszczać, że wychylenie pierwotnie pomierzone, równe 216 mm, to suma wychylenia montażowego oraz wychylenia spowodowanego obciążeniem urządzeniami nadawczymi zamontowanymi na pomostach. dopiero na „krzywej” wieży zamontowano anteny nadawcze, których poziom montażowy na wieży jest obecnie odchylony o 51 mm. pods mowanie – zróżnicowane wartości pomierzonych wychyleń wieży w poszczególnych ekspertyzach (tabl. ii) są prawdopodobnie spowodowane zmianą obciążeń w wyniku zmiany liczby anten lub zmianą wartości masy urządzeń technicznych na pomostach roboczych. w celu oszacowania tego wpływu niezbędne jest wykonanie podwójnych pomiarów geodezyjnych w odstępach okołorocznych, po modernizacji związanej ze zmianą obciążenia. w odniesieniu do omawianej wieży planowane jest wykonanie powtórnych badań w 2014 r. – przedstawiona analiza wartości wychylenia poziomego wieży nie jest równoznaczna z wychyleniami anten. jest to efekt zamontowania anten na konstrukcji odkształconej. – aktualny stan techniczny wieży nie stanowi żadnego zagrożenia w jej dalszej bezpiecznej eksploatacji. omówiona konstrukcja i wyniki obliczeń fundamentu pozwalają wykluczyć wpływ jego odkształcenia kątowego na przemieszczenia poziome obiektu. – gwarancją prawidłowego montażu jest odpowiednie przygotowanie dokumentacji warsztatowej. podana na rysunku 1 konstrukcja połączenia segmentów, zdaniem autorów referatu, nie zapewnia spełnienia tego wymogu. – obligatoryjnie należy wykonywać pomiary geometrii konstrukcji wieżowych bezpośrednio po ich montażu. znajomość tych tolerancji powinna być wykorzystana także przy rektyfikacji konstrukcji [9, 12]. pełna znajomość zmian geometrii wieży w czasie jej eksploatacji pozwoliłaby dokładnie oszacować przemieszczenia anten nadawczych. – za słuszne należy uważać złagodzenie, przez pn-en 1993-3-1:2008 [5], dla wież kratowych największej montażowej odchyłki poziomej wierzchołka do wartości równej 1/500 wysokości wieży, a dla kominów wolno stojących, wg pn-en 1993-3-2:2008, do wartości określonej wzorem: δ = 0,001 h (1 + 50/h)1/2 , która przy wysokości h = 30 m wynosi δ = 49 mm. – również słuszne wydaje się opracowanie nowego systemu klasyfikacji tolerancji wytwarzania i montażu stalowych konstrukcji prętowych, którego autorką jest urbańska-galewska [15]. w pewnym sensie przydatna może być tutaj omówiona analiza tolerancji wieży antenowej. – odmienne, ale najbardziej praktyczne podejście do zagadnienia tolerancji zaprezentowano w normie niemieckiej din v 18 800 – 7 [18] dotyczącej wykonawstwa konstrukcji stalowych. zamiast wielu ograniczeń dotyczących odchyłek, znajduje się w niej stwierdzenie, że tolerancje powinny być stosowane wtedy, gdy są potrzebne, a wartości dopuszczalnych odchyłek powinny być określone na takim poziomie, aby bezpieczne użytkowanie nie uległo pogorszeniu. 194 przegląd spawalnictwa 12/2013 literat ra [1] pn-iso 4464:1994 tolerancje w budownictwie – związki pomiędzy różnymi rodzajami odchyłek i tolerancji stosowanymi w wymaganiach. [2] pn-b-06200:2002 konstrukcje stalowe budowlane. warunki wykonania i odbioru. wymagania podstawowe. [3] pn-b-03204:2002 konstrukcje stalowe. wieże i maszty. projektowanie i wykonanie. [4] instrukcja er-01 eksploatacja wież i masztów. załącznik do zarządzenia nr 31 prezesa zarządu tp s.a. z dnia 30.06.1994 r., warszawa 1994. [5] pn-en 1993-3-1:2008 eurokod 3. projektowanie konstrukcji stalowych. część 3-1: wieże, maszty i kominy. wieże i maszty. [6] pn-en 1090-2:2008 eurokod 3. projektowanie konstrukcji stalowych i aluminiowych. część 2: wymagania techniczne dotyczące konstrukcji stalowych. [7] bn-69/2940-01 konstrukcje stalowe. maszty oraz wieże radiowe i telewizyjne. wymagania i badania. [8] warunki techniczne wykonania i odbioru robót budowlano -montażowych. tom iii. konstrukcje stalowe. arkady, warszawa 1992. [9] wichtowski b., fiłoniuk-czajkowska b.: rektyfikacja stalowych wież antenowych. inżynieria i budownictwo, nr 6/2012. [10] kowalczyk k.: wytyczne technologiczne. ptk centertel departament operacyjny biura inwestycji. dział strategii inwestycyjnych, warszawa 2005. [11] wichtowski b.: geometria stalowych wież i masztów radiowo-telewizyjnych na podstawie inspekcji okresowych. prace naukowe politechniki szczecińskiej, nr 561, szczecin 2000. [12] wichtowski b.: geometria stalowych wież antenowych podczas ich rektyfikacji. inżynieria i budownictwo, nr 11/2008. [13] wichtowski b., hołowaty j.: steel chimnegs at adjustment phase. initial tension forces in guys. 6th european conference on steel and composite structures. hungary, budapest 2011. [14] wichtowski b.: rektyfikacja kominów stalowych z dwupoziomowymi odciągami. inżynieria i budownictwo, nr 5/2013. [15] urbańska-galewska e.: nowy system klasyfikacji tolerancji stalowych konstrukcji prętowych. konstrukcje stalowe, nr 5/2008. [16] rykaluk k.: konstrukcje stalowe, kominy, wieże, maszty. oficyna wydawnicza politechniki wrocławskiej, wrocław 2005. [17] pn-b-03205:1996 konstrukcje stalowe. podpory linii elektroenergetycznych. projektowanie i wykonanie. [18] din v 18800-7:2000-10 stahlbauten; stabilitatsfalle, knicken von stajen und stabwerken. stowarzyszenie inżynier w i technik w echanik w po skich rodek oskona enia kadr ul. sabały 11a, 71-341 szczecin tel./fax: 91 44 20 007 e-mail: odk.simp@neostrada.pl www.odksimp-szczecin.neostrada.pl ośrodek posiada: – certyfikat zarządzania jakością wg pn-en iso 9001:2009; – akredytację zachodniopomorskiego kuratora oświaty; – certyfikat udt-cert do prowadzenia szkoleń z zakresu utb. si p k prowadzi sł gi dotyczące zyskiwania i z pełniania kwa i kacji zawodowych w pozaszko nych formach kształcenia z zakres • urządzeń, instalacji i sieci elektroenergetycznych, cieplnych i gazowych (szkolenia i egzaminy na uprawnienia); • substancji kontrolowanych i zubożających warstwę ozonową (szkolenia i egzaminy na uprawnienia przy naprawie i obsłudze technicznej urządzeń chłodniczych i klimatyzacyjnych); • obsługi i konserwacji urządzeń transportu bliskiego (utb) wg wymagań urzędu dozoru technicznego i transportowego dozoru technicznego – cięgniki, suwnice, żurawie, podesty ruchome, dźwigi i wózki jezdniowe podnośnikowe z mechanicznym napędem podnoszenia; • spawania zgodnie z normą pn-en 287-1 w metodach: 111, 135, 136, 141 i 311 oraz wymagań udt i prs; • ochrony środowiska, w tym gospodarki odpadami i ochrony przed hałasem; • odnawialnych źródeł energii – oze; • bezpieczeństwa i higieny pracy (szkolenia, oceny ryzyka zawodowego, minimalne wymagania bhp w zakresie użytkowania maszyn); • doradztwa zawodowego odnośnie wymagań kwalifikacyjnych związanych z dopuszczeniem do pracy na określonych stanowiskach; • zakładania i prowadzenia działalności gospodarczej, abc biznesu; • innych szkoleń stosownie do potrzeb zleceniodawcy. od 2008 r. dzięki funduszom europejskim simp odk w szczecinie realizuje program doskonalenia i uzupełniania kwalifikacji przez uczniów szkół zawodowych (techników i zasadniczych zawodowych) w województwie zachodniopomorskim. w chwili obecnej ośrodek realizuje projekty współfinansowane przez unię europejską: 1. ,,nowoczesna szkoła zawodowa – wsparcie uczniów szkół zawodowych w uzyskiwaniu kwalifikacji” 2. „aktywny absolwent nowoczesnej szkoły zawodowej z zachodniopomorskiego”. dotychczas wsparciem objęto ponad 2 tysiące uczniów, z ponad 20 szkół ponadgimnazjalnych. celem realizowanych projektów jest podnoszenie atrakcyjności kształcenia zawodowego poprzez: 1) uzupełnienie kwalifikacji oraz wiedzy eksploatacyjnej na potrzeby rynku, 2) nadanie kompetencji zawodowych dzięki uzyskanym uprawnieniom do wykonywania pracy zgodnie z wymaganymi przepisami. w ramach działań uczniowie ukończą kursy zawodowe, odbywają praktyki u pracodawców oraz uczą się języka obcego ze szczególnym uwzględnieniem słownictwa związanego z pracą zawodową. k si p f nkcjon je państwowa komisja gzaminacyjna powołana przez prezesa r , ds. nadawania prawnień energetycznych w gr pie i, ii i iii państwowa komisja gzaminacyjna ds. nadawania prawnień w zakresie s bstancji kontro owanych. apraszamy do korzystania z naszych sł g. 01 ps 6 2018 grzes jakubowski 46 przegląd  spawalnictwa vol. 90 6/2018 wpływ dodatku wodoru do gazu osłonowego   na właściwości dymów spawalniczych   podczas spawania stali s235jr metodą tig influence of hydrogen addition in shielding gas on the properties of welding fumes during tig method welding of s235jr steel mgr inż. wojciech sosnowski – pwsz ciechanów; dr hab. inż. tadeusz sałaciński, prof. pw – politechnika warszawska. autor korespondencyjny/corresponding author: wojciech.sosnowski@pwszciechanow.edu.pl streszczenie proces spawania elektrodą nietopliwą nie generuje znacznych ilości związków niebezpiecznych zarówno dla środowiska, jak i dla spawaczy, nawet pomimo braku odciągu dymów i pyłów spawalniczych. badania złączy przeprowadzone podczas spawania elektrodą nietopliwą (gtaw) w osłonie mieszanki argonu z 5% dodatkiem wodoru wykazały korzystny wpływ zarówno na trwa łość i estetykę połączeń, jak i na warunki pracy spawaczy. wodór w znacznym stopniu redukuje szkodliwe dla zdrowia pracowników związki chemiczne powstające w wysokiej temperaturze procesu, w tym szczególnie niebezpieczny mangan i jego tlenki. w prawidłowo przygotowanych złączach istnieje uzasadnienie do stosowania wodoru jako dodatku do osłony gazowej ciekłego jeziorka przy spawaniu elektrodą nietopliwą zarówno stali austenitycznych, jak i ferrytycznych. słowa kluczowe: mieszanki osłonowe w spawalnictwie; stal niestopwa; mangan; wodór; gtaw abstract the gtaw welding process does not generate significant amounts of hazardous compounds for both the environment and for welders, even in the absence of fume and welding dust extraction. testing of joints performed while welding with a non-consumable tungsten electrode (gtaw) in the argon blend with a 5% addition of hydrogen showed a beneficial effect on both the durability and aesthetics of joints as well as the working conditions of welders. hydrogen significantly reduces harmful chemicals that arise at high temperature of the process, including particularly hazardous manganese and its oxides. in well-prepared joints, there is justification for using hydrogen as an additive to the gas shield of the liquid pool when welding with the non-consumable electrode of both austenitic and ferritic steels. keywords:  gas shield in welding; low alloy steel; manganese; hydrogen; gtaw wstęp dynamiczny rozwój procesów spawalniczych w ostatnich kilkudziesięciu latach oraz znaczny wzrost świadomości konsumentów co do szeroko rozumianej jakości wyrobów spawanych skłania producentów do stosowania technologii w sposób spełniający nie tylko wymagania techniczne, estetyczne i ekonomiczne, ale również warunki środowiskowe oraz warunki pracy [1÷6]. spawanie, zgrzewanie czy lutowanie nierozerwalnie wiążą się z wysoką temperaturą niezbędną do prowadzenia procesu. wysoka temperatura, wyładowania elektryczne, promieniowanie, pole elektromagnetyczne i hałas mają negatywny wpływ na zdrowie pracowników [7÷9]. oprócz tego podczas spawania wydzielają się zanieczyszczenia w postaci pyłów wojciech sosnowski, tadeusz sałaciński przeglad welding technology review i dymów, powstałych w czasie utleniania związków organicznych i nieorganicznych pochodzących z samego materiału łączonego, jak i z zanieczyszczeń wokół niego. wszystko to sprawia, że spawaczy od lat zalicza się do grupy pracowników najbardziej narażonych na występowanie chorób zawodowych. jak już wspomniano rozwój technologii spawalniczych pociąga za sobą dążenie do eliminowania z otoczenia pracy szkodliwych czynników. stosowane współcześnie ciekłokrystaliczne, superczułe przyłbice oraz niepalne, przewiewne kombinezony, a także ognioodporne rękawice stanowią doskonałą ochronę indywidualną i znacznie ułatwiają pracę. jednak do usuwania zanieczyszczeń w postaci pyłów i dymów spawalniczych zawierających szkodliwe, czasami doi: http://dx.doi.org/10.26628/ps.v90i6.932 47przegląd  spawalnictwa vol. 90 6/2018 nawet trujące substancje stosowane są zwykle środki mechanicznego odciągania stanowiskowego i centralnego. ta metoda jest najpowszechniej stosowana, ponieważ usuwa zanieczyszczenia każdego rodzaju, bez względu na skład chemiczny. odciągi mechaniczne są najczęściej stosowane z tej przyczyny, że póki co nie ma lepszego sposobu, ale każdy, kto chociaż raz widział pracę na wydziale spawalni potwierdzi, że nie jest to metoda doskonała. nie ma możliwości odebrania wszystkich produktów, które spalają się w wysokiej temperaturze. dodatkowo spawanie skomplikowanych konstrukcji powoduje zawirowania emitowanych dymów, przez co odciągnięcie ich staje się praktycznie niemożliwe. wszystko to powoduje, że szkodliwe składniki powstające w procesie są wdychane przez pracowników. celem przeprowadzonych badań było określenie wpływu wodoru zawartego w mieszance osłonowej na bazie argonu na warunki pracy w czasie spawania stali ferrytycznych elektrodą nietopliwą. przeprowadzone badania dowodzą, że kontrolowany, ściśle określony dodatek wodoru do osłony argonowej korzystnie wpływa zarówno na jakość połączeń, jak i znacznie redukuje szkodliwe związki emitowane w wysokiej temperaturze procesu. substancje szkodliwe  powstające podczas spawania w dymach spawalniczych występują bardzo szkodliwe związki, cząsteczki chromu i niklu, z których dla układu oddechowego najbardziej szkodliwy jest chrom, właściwie związki vi wartościowego chromu, powszechnie uznawane są za czynniki rakotwórcze. stąd bardzo dużym zagrożeniem dla spawacza jest spawanie stali nierdzewnych, w których głównym składnikiem odpowiedzialnym za odporność na korozję jest właśnie chrom. podobnie wysoka temperatura przy cięciu i spawaniu plazmowym powoduje powstawanie szkodliwych tlenków azotu. podczas spawania stali niskowęglowych tworzy się tlenek żelaza w postaci cząsteczek stałych (pyłu), które zwiększają ryzyko zachorowania na pylicę. przy spawaniu mogą powstawać także inne szkodliwe substancje, jak np. związki fluoru i manganu [10,11]. w metodzie mig i tig jako gazy ochronne stosuje się argon i hel [12,13]. gazy te same w sobie jako gazy szlachetne, nie są w najmniejszym stopniu niebezpieczne, ale mogą w niewietrzonych pomieszczeniach wypierać z powietrza tlen, co może doprowadzić do zasłabnięcia spawacza. do spawania metodą mag stosuje się jako gaz ochronny dwutlenek węgla lub coraz częściej jego mieszanki z argonem. w otoczeniu łuku spawalniczego część gazu ochronnego reaguje z powietrzem i wytwarza zwiększoną ilość tlenku węgla (co), którego nie da się oddzielić pochłaniaczem gazu. jeśli wentylacja jest mało skuteczna, należy kontrolować poziom tlenu i stosować systemy bezpośredniego zasilania w powietrze. idąc dalej, powszechnie stosowane druty spawalnicze stosowane przy spawaniu metodą mag zawierają znaczny dodatek manganu lub krzemu, co oznacza, że podczas spawania znacznie podwyższa się stężenie tlenków tych pierwiastków. podczas spawania aluminium powstają nie tylko tlenki, ale również – na skutek emisji przez łuk spawalniczy promieni ultrafioletowych rozbijających cząsteczki tlenu – tworzy się ozon, czyli trójatomowy tlen. ozon jest również wytwarzany podczas spawania stali nierdzewnej metodą tig. szkodliwe działanie ozonu polega na jego bardzo silnych właściwościach utleniających i wysokiej reaktywności chemicznej. wchłonięty przez organizm człowieka, uszkadza nabłonki, tkanki, upośledza układ odpornościowy, wywołuje alergie, choroby nowotworowe, a wdychanie go w dużych stężeniach może prowadzić nawet do śmierci. dwutlenki i tlenki azotu to związki powstające podczas spawania wysokim natężeniem prądu i w wysokiej temperaturze, w reakcji z tlenem z powietrza. w dużym stężeniu są bardzo niebezpieczne dla dróg oddechowych. w gruncie rzeczy nie ma znaczenia czy spawana jest stal nierdzewna czy zwykłej jakości, elektrodą otuloną czy mag, tig czy plazmą, zawsze powstają opary spawalnicze, które zawierają zanieczyszczenia w postaci cząsteczek pyłu i dymy. pokreślić należy fakt, że na działanie omawianych substancji najbardziej narażają metody spawania ręcznego: eo, mig/mag i tig. o ile przy spawaniu palnikiem gazowym oraz elektrodą otuloną możliwe jest wyłącznie pasywne oczyszczanie środowiska spawania za pomocą mechanicznych odciągów, to spawanie elektrodą nietopliwą (gtaw) i topliwą (gmaw) w osłonie reaktywnych mieszanek osłonowych na bazie argonu daje możliwość zastosowania takiej mieszanki, która częściowo utleni lub zredukuje szkodliwe substancje. odpowiednio skomponowane mieszanki osłonowe nie tylko poprawiają właściwości techniczne i estetyczne połączeń, ale dodatkowo w sposób aktywny zmniejszają ilość szkodliwych substancji powstających w wysokiej temperaturze procesu spawania. mając tego świadomość, warto zastanowić się nad metodami neutralizowania szkodliwych dymów, aby w czasie samego procesu spawania ograniczyć wydzielanie toksycznych związków lub by były usuwane wówczas kiedy powstają, czyli w reakcjach chemicznych zachodzących w wysokiej temperaturze łuku spawalniczego. wieloletnie obserwacje procesów potwierdzają, że zastosowanie trójskładnikowej mieszanki m23 (ar+co2+o2) do osłony jeziorka ciekłego metalu w czasie spawania metodą mag pozwala na znaczne zredukowanie składników dymów spawalniczych. dodatkowo istnieje tu bardzo duża możliwość wyboru różnorodnych mieszanek zarówno dwu, jak i trzyskładnikowych, pozwalających na jednoczesną poprawę parametrów spawalniczych, jak i warunków środowiskowych spawania. nieco inaczej jest ze spawaniem w osłonie gazów metodą gtaw, gdzie nie odnotowuje się znacznej emisji szkodliwych substancji. dzieje się tak dlatego, że proces nie jest wysokowydajny i nie jest topiona duża ilość metalu, ale jednocześnie niska wydajność sprawia, że spawacz pozostaje dłuższy czas nad złączem. ponadto metoda ta jest stosowana bardzo często do łączenia elementów ze stali stopowych, z dużą zawartością takich pierwiastków jak, np.: chrom, nikiel, mangan, molibden czy niob, które są szczególnie niebezpieczne w połączeniu np. z tlenem. ze względu na swój charakter spawanie tig nie pozwala na stosowanie mieszanek ochronnych argonu z dodatkiem dwutlenku węgla ani tlenu. obecnie do spawania austenitycznych stali nierdzewnych może być stosowana jedynie mieszanka argonu z niewielkim dodatkiem wodoru, któ ry spełnia bardzo podobną funkcję jak tlen dodany do osłony w czasie spawania elektrodą topliwą. natomiast stale ferrytyczne są spawane w osłonie czystego argonu, ze względu na powszechne przekonanie o niebezpieczeństwie powstawania zwłocznych pęknięć wodorowych. w czasie badania wpływu dodatku wodoru do osłony argonowej na jakość złączy ze stali o strukturze ferrytycznej spawanych gtaw zauważono, że dymy spawalnicze wydobywające się znad spoiny mają nieznacznie jaśniejszą barwę, mniej się kłębią i nieco inaczej rozkładają nad powierzchnią materiału spawanego. założono, że mieszanka argonu z wodorem ze względu na większą energię łuku eliminuje węglowodory pochodzące z zanieczyszczeń wokół złącza. 48 przegląd  spawalnictwa vol. 90 6/2018 tablica ii. zbiorcze wyniki badania substancji szkodliwych na spawalni table ii. collective results of testing harmful substances at the welding shop tablica i. parametry procesu spawania próbek testowych table i. welding process parameters of samples w celu zweryfikowania redukujących właściwości wodoru zawartego w mieszance osłonowej przeprowadzono szczegółowe badania otoczenia spawania elektrodą nietopliwą. wyniki badań w artykule przedstawiono wyniki badań ekspozycji zawodowej na czynniki szkodliwe dla zdrowia w środowisku pracy spawaczy w przedsiębiorstwie produkującym konstrukcje stalowe. pomiary przeprowadzono 10 marca 2017 roku, 8-godzinny dzień pracy, próbki pobrano w godz. porannych (8:00–10:30), zanim uniosły się pyły z innych wydziałów produkcyjnych. pomieszczenie spawalni jest ogrzewane centralnie, temperatura jaka panowała w dniu pomiarów to 17÷18 °c i wilgotność 56%. pomiary zapylenia tlenku krzemu (sio2), tlenków żelaza (fe2o3), manganu i jego związków nieorganicznych (mn i mno2) przeprowadzono metodą dozymetrii indywidualnej i pobierane były przez 150 min. pomiary tlenku węgla (co), tlenku azotu (no), dwutlenku azotu (no2) i ozonu (o3) przeprowadzono metodą stacjonarną w czasie 35 min. próbki pobrano podczas spawania metodą gtaw, detali ze stali s235jr przy wszystkich wykonywanych czynnościach. parametry spawania (tabl. i) były dobierane na podstawie zaleceń technologicznych oraz wizualnej oceny jakości spoin, dla każdej osłony oddzielnie. parametry ustalono na podstawie głębokości wtopienia, kształtu lica oraz występowania ewentualnych lokalnych podtopień krawędzi spawanych wyrobów, tak by mieściły się minimum w klasie jakości c wg pn en iso 5817 [14÷16]. do przeprowadzenia badań utworzono dwa stanowiska do prób, oddalone od siebie o 15 m, w sposób uniemożliwiający mieszanie się dymów. na stanowisku nr 1 – spawanie elektrodą nietopliwą w osłonie mieszanki 95% ar i 5% h2, na stanowisku nr 2 – gdzie spawano elektrodą nietopliwą w osłonie 100% ar. eksperyment przeprowadzono w warunkach warsztatowych, w czasie wykonywania dużej ilości złączy o małej długości. w celu wyselekcjonowania jak największej ilości szkodliwych składników pyłów i dymów spawalniczych w środowisku pracy spawacza wyłączono wentylację mechaniczną zarówno ogólną, jak i stanowiskową. spawacze wykonywali krótkie złącza po ok. 20 mm każde, z blachy zimnowalcowanej grubości 3 mm oraz pręta ciągnionego o średnicy 10 mm. w czasie próby wykonano spoinę o sumarycznej długości ok. 930 cm na stanowisku pierwszym i ok. 860 cm na drugim. pospawane detale odkładano w miejsce oddalone od stołu spawalniczego o ok. 1 m, tak, żeby dodatkowe zadymienie uwalniane podczas stygnięcia wyrobów również uwzględniono w pomiarach. otrzymane wyniki badań (tabl. ii) wskazują, że na żadnym stanowisku nie odnotowano przekroczenia dopuszczalnych stężeń większości czynników szkodliwych dla zdrowia spawaczy. jedynym wyjątkiem jest przekroczenie nds manganu i jego związków nieorganicznych w przeliczeniu na mn, frakcja respirabilna o blisko 26%. na obydwu stanowiskach zanieczyszczenie było znacznie poniżej wartości dopuszczalnych, pomimo tego, że wentylacja w czasie pobierania próbek była wyłączona. porównując otrzymane podczas badania wartości, stwierdzono około dwukrotnie niższe stężenia najbardziej szkodliwych związków (sio2, mn i mno2 i fe2o3) na stanowisku nr 1, czyli tam, gdzie zastosowano dodatek wodoru do mieszanki osłonowej. pozostałe czynniki (co, no, no2 i o3) na obydwu stanowiskach były na porównywalnym poziomie. eksperyment wykazał przekroczenie dopuszczalnych wartości dla frakcji respirabilnej manganu oraz jego tlenków (0,063 mg/m3) w trakcie spawania metodą tig stali niestopowej w technologicznie zalecanej osłonie czystego argonu. w tych samych warunkach na stanowisku spawania z dodatkiem wodoru było 0,038 mg/m3, znacznie poniżej wartości dopuszczalnych (0,05 mg/m3) zgodnie stanowisko natężenie prądu [a] napięcie łuku [v] prędkość spawania  [mm/min] energia liniowa   [kj/mm] gaz osłonowy 1 98,0 10,7 230 0,164 95% ar + 5% h2 2 118,0 9,8 215 0,194 100% ar ekspozycja zawodowa na czynniki szkodliwe dla zdrowia w środowisku pracy.   data badania: 10.03.2017 pomiar stężenia na stanowisku  pracy: lp. opis substancji nds1) nr 1 (ar + 5% h2) nr 2 (100% ar) [mg/m3] 1 pyły zwierające sio2 od 2% do 50% – frakcja wdychalna 4,0 0,30 0,73 – frakcja respirabilna 1,0 0,08 0,10 2 mangan i jego związki nieorganiczne – frakcja wdychalna 0,2 0,042 0,082 – frakcja respirabilna 0,05 0,038 0,063 3 tlenek żelaza – frakcja respirabilna 5,0 0,262 0,550 4 tlenek węgla ndsch2) w powietrzu 23 2,53 2,53 5 tlenek azotu ndsch w powietrzu 3,5 <0,13 <0,13 6 dwutlenek azotu ndsch w powietrzu 0,7 <0,04 <0,04 7 ozon nds w powietrzu 0,15 <0,014 <0,014 1) nds – najwyższe dopuszczalne stężenie, ndsch – najwyższe dopuszczalne stężenie chwilowe, 49przegląd  spawalnictwa vol. 90 6/2018 literatura [1] węglowski m., chmielewski t., kudła k.: ocena wydajności spawania niskoenergetycznego procesu speedroot w pozycji pg, przegląd spawalnictwa, vol. 83 nr 12, s. 26-30, 2011. [2] węglowski m., chmielewski t., kudła k.: porównanie wybranych właściwości nowoczesnych spawalniczych inwertorowych źródeł energii przeznaczonych do spawania metodą mag, przegląd spawalnictwa, vol. 81, nr 10, s. 81-83, 2009. [3] ferenc k., cegielski p., chmielewski t.: technika spawalnicza w praktyce, poradnik inżyniera konstruktora i technologa, verlag dashofer, warszawa, 2015. [4] węglowski m., chmielewski t., kudła k.: ocena wydajności spawania w wysoko wydajnym procesie speedup oraz mag standard w pozycji przymusowej, biuletyn instytutu spawalnictwa w gliwicach, vol. 54, nr 5, 199-201, 2010. [5] skowrońska b., szulc j., chmielewski t., golański d.: wybrane właściwości złączy spawanych stali s700 mc wykonanych metodą hybrydową plazma+mag, przegląd spawalnictwa, vol. 89, nr 10, s. 104-111, 2017. [6] sałaciński t., sosnowski w.: wykorzystanie źródeł laserowych led do spajania cienkościennych elementów z blach nierdzewnych, przegląd spawalnictwa, vol. 88, nr 12, s. 10-14, 2016. [7] matusiak j., wyciślik j.: analiza środowiska pracy przy spawaniu metodą mag elementów ze stali nierdzewnej i stali niestopowej z cynkową powłoką ochronną, przegląd spawalnictwa, vol. 87 nr 10, s. 92-97, 2015. wnioski  badania dowodzą, że dodanie w kontrolowanych warunkach, ściśle określonej ilości wodoru do mieszanki osłonowej jest korzystne nie tylko dla samego procesu spawania, efektów wizualnych w postaci gładkich, czystych spoin, ale tak że dla środowiska pracy spawacza. nie mówimy tutaj o wodorze pochodzącym z powietrza czy wilgoci na źle przygotowanym złączu. trzeba podkreślić konieczność właściwego przygotowania materiału przed spawaniem, a wówczas można uzyskać nienagannie wyglądające spoiny. bardzo ważny aspekt, na który należy zwrócić uwagę, to fakt, że wysokoenergetyczny wodór redukuje szkodliwe związki z dymów i pyłów spawalniczych. częściowe redukowanie toksyn już podczas samego procesu spawania oczyszcza atmosferę pracy spawacza, chroniąc go przed ich wpływem. na stanowisku chronionym mieszanką argonu z wodorem dopuszczalne stężenie manganu i jego związków dla frakcji wdychalnej nie było przekroczone, nawet pomimo wyłączonej wentylacji stanowiskowej i ogólnej. wyniki przeprowadzonych pomiarów wykazały przekroczenie najwyższego dopuszczalnego stężenia (nds) manganu i jego związków nieorganicznych w przeliczeniu na mn – frakcja respirabilna na stanowisku spawalniczym osłanianym czystym ar. podczas spawania stali niestopowej w osłonie argonowej odnotowano ok. dwukrotnie wyższe stężenie sio2 oraz feo2 zarówno frakcji wdychalnej, jak i respirabilnej niż na stanowisku, na którym spawanie elektrodą nietopliwą było chronione mieszanką argonową z 5% dodatkiem wodoru. pomiary stężeń pozostałych substancji nie wykazały przekroczenia wartości dopuszczalnych. zgodnie z wcześniejszymi przypuszczeniami w eksperymencie potwierdzono zasadność stosowania wodoru w mieszankach osłonowych na bazie argonu do spawania stali o strukturze ferrytycznej w celu ograniczenia emisji substancji szkodliwych w dymach spawalniczych. [8] matusiak j., wyciślik j.: zdrowie i bezpieczeństwo przy produkcji spawalniczej. biuletyn instytutu spawalnictwa nr 3/2009. [9] matczak w., gromiec j.p.: zasady oceny narażenia spawaczy na dymy i gazy, wyd. instytut medycyny pracy im. j. nofera, łódź 2003. [10] ferenc k., ferenc j.: spawalnicze gazy osłonowe i palne, wnt, warszawa, 2013. [11] bieńkowski m.: filtry i pochłaniacze gazów stosowane w spawalnictwie, magazyn przemysłowy nr 6/2011. [12] chmielewski t., golański d.: napawanie brązu berylowego stellitem metodą mcaw, przegląd spawalnictwa, vol. 83 nr 10, s. 23-27, 2011. [13] drabarz m., chmielewski t.: wpływ tlenu resztkowego w gazie formującym na wybrane właściwości grani złącza stali 304l spawanego tig orbitalnie, vol. 89 nr 1, s. 45-50, 2017. [14] chmielewski t.: projektowanie procesów technologicznych – spawalnictwo, oficyna wydawnicza politechniki warszawskiej, warszawa 2013 [15] sałaciński t.: spc-statistical process control, oficyna wydawnicza politechniki warszawskiej, warszawa 2015. [16] sałaciński t., sosnowski w.: system nadzorowania jakości procesów spawalniczych zgodny z wymaganiami iso 3834 w oparciu o standardy iso 9001. cz. 2, przegląd spawalnictwa, vol. 87, nr 4, s. 10-13, 2015. z pn-z-04472:2015-10 i pn-z-04472:2015-10/ap1:2015-12. dla frakcji wdychalnej nie odnotowano przekroczeń normy (0,2 mg/m3), ale i tak pomiar wykazał dwukrotnie mniejsze stężenie nds na stanowisku nr 1 (0,042 mg/m3) w porównaniu do 0,082 mg/m3 uzyskanego na stanowisku nr 2. ma to szczególne znaczenie, ponieważ w świetle badań prowadzonych w ostatnich kilku latach potwierdza się nadzwyczaj szkodliwy wpływ manganu i jego związków nieorganicznych na zdrowie ludzi. metaliczny czysty mangan uznaje się za nieszkodliwy, natomiast jego związki z tlenem działają toksycznie – tym silniej im większy stopień utlenienia, np. tlenki manganu są wyraźnie mniej trujące niż jego nadtlenki. długotrwałe narażenie na działanie manganu pochodzącego z oparów spawalniczych powoduje zaburzenia neurologiczne, spowolnienie ruchowe i trudności w mówieniu, objawy podobne do choroby parkinsona. ryzyko zatrucia manganem oceniła międzyresortowa komisja do spraw najwyższych dopuszczalnych stężeń i czynników szkodliwych dla zdrowia w środowisku pracy, określając maksymalne dopuszczalne stężenia manganu i jego związków, które jak już wspomniano, wynoszą dla frakcji wdychalnej 0,2 mg/m3 i dla frakcji respirabilnej 0,05 mg/m3. istotne jest, że badania prowadzono na stali zwykłej jakości o zawartości mn – 0,6%. należy się spodziewać, że proces może być tym bardziej niebezpieczny, jeśli wziąć pod uwagę spawanie stali nierdzewnych albo wysokowytrzymałych, drobnoziarnistych stali ferrytycznych o zawartości manganu przekraczającej 2%. w tych gatunkach stali jest on powszechnie stosowany ze względu na swoje właściwości. zwiększa twardość i wytrzymałość, a także odporność stali na ścieranie, częściowo zastępuje drogi nikiel. rys. 1. wyroby wykonane w trakcie eksperymentu fig. 1. items made in the experiment 201403_pspaw_5894.pdf 55przegląd spawalnictwa 3/2014 jacek słania henryk marcinkiewicz mariusz kiełbik technologia wykonania konstrukcji osłony odzawałowej obudowy kopalnianej proces spawania elementów obudowy the technology of making a construction   of an anti-breaking down mining support the process of welding elements of the support t p publikacja stanowi drugą część cyklu prezentującego proces wytwarzania konstrukcji spawanej obudowy górniczej. w poprzedniej części przedstawiono zagadnienia cięcia termicznego detali, ukosowania, montażu i sczepiania oraz kontroli dotyczącej tego zakresu wytwarzania konstrukcji obudowy odzawałowej. w bieżącej publikacji omówiono zagadnienia dotyczące podgrzewania przed spawaniem, spawania wg instrukcji technologicznych spawania (wps) i planów spawania, prowadzenia badań nieniszczących oraz w przypadku wykrytych niezgodności wykonywania napraw [1÷19]. a tract requirements referring to the initial heating and the temperature of interpass, welders’ authorities and an implementation of a welding process were presented in the following paper. a process of hammering and specifications for the face of weld were given. welding specifications such as avoiding creation of gas pockets, welding in the corners, making multilayer welds, finishing welding sequences were provided. stress relieving of a structure and the conditions of mending faulty sections welds were presented. eyword welding, welded construction, welding procedure stre zczenie w artykule przedstawiono wymagania dotyczące podgrzewania wstępnego i temperatury warstw pośrednich, uprawnień spawaczy oraz realizacji procesu spawania. omówiono proces młotkowania i wymagania dla powierzchni lica spoiny. podano wymagania dotyczące spawania, w tym przeciwdziałania występowaniu pęcherzy, spawania w narożach, wykonywania spoin wielowarstwowych, zakończenia ściegów. przedstawiono sposoby odprężania konstrukcji oraz warunki prowadzenia napraw wadliwych odcinków spoin. słowa kl czowe spawanie, konstrukcja spawana, plan spawania agadnienia og lne dot pawania podgrzewanie w t pne i temperat ra war tw po rednic podgrzewanie wstępne jest istotnym czynnikiem w procesie spawania osłony odzawałowej obudowy kopalnianej. podstawowym zadaniem podgrzewania w procesie spawania jest zmniejszenie szybkości chłodzenia i zmniejszenie ryzyka występowania procesu hartowania w strefie wpływu ciepła oraz w konsekwencji ograniczenie kruchości i możliwości wytworzenia pęknięć w złączu spawanym. celem podgrzewania jest również obniżenie naprężeń wynikających z odkształceń wewnętrznych wynikających z odkształceń wywołanych r a inż acek słania pro pcz – politechnika częstochowska; mgr inż enryk arcinkiewicz mgr inż ari z ieł ik – fmg pioma sa grupa famur. autor korespondencyjny/corresponding author: jacek.slania@is.gliwice.pl 56 przegląd spawalnictwa 3/2014 cyklem spawania oraz stworzenie korzystnych warunków do dyfuzji wodoru ze spoiny. podgrzewanie wstępne prowadzi się w zależności od: – gatunku stali, – grubości elementów, – rodzaju i rozwiązania konstrukcji spawanej. poniżej temperatury 5oc należy zawsze stosować podgrzewanie osuszające. temperaturę podgrzewania należy sprawdzać termokredkami, pirometrem z celownikiem optycznym lub innym przyrządem w odległości 75÷100 mm od miejsca, w którym będzie wykonana spoina sczepna. powierzchnia materiału rodzimego powinna być sucha i mieć temperaturę co najmniej 100°c przed rozpoczęciem spawania. do podgrzewania wstępnego nie wolno stosować palników do cięcia. minimalna temperatura warstwy pośredniej nie może spadać poniżej wymaganej minimalnej temperatury podgrzewania wstępnego. szerokość strefy podgrzanej każdej części powinna być nie mniejsza niż 75 mm od osi spoiny. maksymalna temperatura warstwy pośredniej musi być mierzona na krawędzi rowka i nie może przekraczać wartości podanych w załączonych instrukcjach technologicznych spawania (wps). podgrzewanie jest właściwe, jeżeli po ok. 3÷5 min po zakończeniu grzania temperatura mieści się w narzuconym zakresie. przy spawaniu detali z różnych materiałów lub materiałów o różnych grubościach temperaturę podgrzewania wstępnego należy dobrać dla detalu o wymaganej wyższej temperaturze. spawacze spawanie mogą wykonywać tylko spawacze i operatorzy sprzętu spawalniczego posiadający aktualne uprawnienia zgodnie z en 287-1, en 1418 lub inną, równorzędną normą pod warunkiem zakwalifikowania jej stosowania przez nadzór spawalniczy. spawacze i operatorzy mogą wykonywać spawanie tylko w zakresie posiadanych uprawnień. każdy spawacz musi mieć przyznany numer porządkowy lub kod osobisty, pozwalający na identyfikację wykonanych przez niego spoin zarówno w trakcie produkcji, jak i po jej zakończeniu. każdy spawacz jest zobowiązany do oznaczenia wykonanej przez siebie spoiny przez naniesienie swojego numeru w jej pobliżu. nadzór spawalniczy zobowiązany jest do przechowywania oraz stałego uaktualniania spisu spawaczy zawierającego zapisy mówiące o zakresach ich uprawnień i datach ich ważności [13÷16]. wszyscy spawacze są odpowiedzialni za kontrolę wizualną każdego ściegu po jego czyszczeniu. kontrola ta związana jest z realizacją procesu spawania i nie zastępuje badań prowadzonych przez pracowników działu kontroli jakości. spawanie przed spawaniem miejsca układania spoin należy osuszyć i oczyścić z rdzy, zgorzeliny, olejów itp. spawanie należy wykonywać zgodnie z załączonymi instrukcjami technologicznymi spawania i etapami spawania, opracowanymi przez nadzór spawalniczy. nie wolno dopuszczać do powstawania w spoinie kraterów, podtopień, braku przetopu. spoiny pachwinowe. jeśli w dokumentacji konstrukcyjnej nie podano inaczej, to wymiary spoin pachwinowych pokazane na rysunkach należy rozumieć jako wymiary – a. spoiny pachwinowe wykonywane ręcznie o wymiarach ponad 5 mm w pozycji nabocznej pb należy wykonywać wielowarstwowo. warstwy przetopowe należy wykonywać niezwykle starannie, uzyskując pełny, prawidłowy przetop. warstwy te należy kontrolować, aby stwierdzić, czy nie wystąpiły pęknięcia lub inne wady. przy wykonywaniu spoin wielowarstwowych należy bardzo starannie oczyścić przez młotkowanie poprzednią warstwę z żużla i odprysków oraz sprawdzić, czy nie występują pęknięcia. celem młotkowania igiełkowego (rys. 1) jest czyszczenie międzywarstwowe spoin polegające na usunięciu żużla dla uniknięcia niezgodności – głównie przyklejeń międzywarstwowych. operację tę należy przeprowadzić w czasie przerw w spawaniu (np. sprawdzenie i utrzymanie temperatury międzyściegowej). po ostygnięciu spoiny, jeżeli została ona wcześniej przebadana (nie wolno stosować obróbki mechanicznej wcześniej ze względu na zagniatanie niezgodności powierzchniowych), należy również wykonać jej młotkowanie, które łagodzi karby, wygładza powierzchnię, odpręża spoinę oraz usuwa żużel z powierzchni spoiny. ma to duże znaczenie dla obciążeń zmiennych. do wykonania operacji młotkowania należy stosować młotek igiełkowy (rys. 1), pneumatyczny z igłami o długości ok.180 mm i średnicy 3 mm. każda igła musi mieć zaokrągloną końcówkę. parametry sprężonego powietrza powinny odpowiadać zaleceniom producenta młotka – typowe wartości to 5 barów i 33 l/min. młotek należy trzymać prostopadle do powierzchni spoiny. wymagane jest minimum jedno przejście dla każdego brzegu spoiny, a jeśli spoina jest duża, to wymagane są dodatkowe przejścia, tak aby objąć całą jej powierzchnię. przed rozpoczęciem operacji młotkowania spoinę należy oczyścić ze zgorzeliny. obrobiona w ten sposób powierzchnia spoiny powinna być jasna, a ślady młotkowania równomierne. igły podczas młotkowania ulegają zużyciu ściernemu, dlatego też ich stan powinien być regularnie sprawdzany, a końcówki systematycznie szlifowane w celu osiągnięcia zaokrąglenia ich kształtu. ry 1 proces młotkowania igiełkowego ig 1 a process of a needle hammering 57przegląd spawalnictwa 3/2014 niedopuszczalne jest układanie kolejnych ściegów spoiny na ściegi, które są pęknięte, przyklejone lub mają pory. lico spoiny, z wyjątkiem spoin wykonanych w pozycji pionowej, powinno składać się ze ściegów prostych. przy spoinach czołowych wolne od karbów przejście powinno zostać osiągnięte przez płaskie, łagodnie przechodzące jeden w drugi ściegi kryjące. należy dążyć, aby maksymalna różnica pomiędzy najwyższym i najniższym punktem lica nie przekraczała 1 mm (rys. 2). należy przy tym zwrócić szczególną uwagę na wolne od karbów przejścia ściegów kryjących w stosunku do materiału rodzimego. przy spoinach czołowych dopuszczalne jest maksymalne przekroczenie grubości i nadlewu spoiny h = 3 mm (rys. 3). przy spoinach pachwinowych możliwe jest maksymalne przekroczenie grubości i nadlewu spoiny h = 2 mm. ry 2 przekrój powierzchni lica spoiny ig 2 surface intersection of a face of weld ry 3 przekroczenie grubości i nadlewu spoiny ig 3 exceeding of a thickness and weld reinforcement podczas spawania spoin czołowych uchwyt spawalniczy należy prowadzić tak, aby łuska była ustawiona prostopadle do kierunku spawania z odchyłką do 10° (rys. 4). zaleca się, aby przy wykonywaniu spoin czołowych na pełny przetop warstwy przetopowe i licowe (lico bardziej rozlane) stosować spawanie z atakującym ustawieniem palnika (mniejsza głębokość wtopienia), natomiast przy wykonywaniu warstw wypełniających spawać z ciągnącym ustawieniem atakującym palnika (większa głębokość wtopienia). ry 4 wpływ kąta pochylenia drutu elektrodowego na kształt wtopienia [4] ig 4 an influence of an angle of inclination of a welding electrode on a shape of penetration [4] apo ieganie pow tawani p c erzy gazowyc należy pamiętać, że podobnie jak sposób ustawienia palnika, tak również kąt pochylenia palnika (rys. 5), odpowiednia ilość gazu dostarczanego do procesu spawania – czystość otworów wylotowych w palniku (rys. 6) oraz osadzenie się odprysków na wewnętrznej stronie palnika (rys. 7) mają duży wpływ na jakość spoiny. ry 5 powstawanie pęcherzy wskutek złego prowadzenia uchwytu spawalniczego [4] ig 5 creating gas pockets due to the wrong operation of a welding clamp [4] tec nika wykonywania poin spoiny powinny być jak najdłuższe (mieć jak najmniej przerwań). w przypadku przerwania spawania łuk należy zajarzyć przed końcem spoin (10÷15 mm) i po jego ustabilizowaniu wrócić do krateru, a następnie kontynuować spawanie. spoiny należy wykonywać możliwie prostymi ściegami, dopuszcza się mały efekt wahadła w zależności od spawanego materiału. dopuszczalna szerokość ściegu zakosowego: – 15 mm dla stali s235, s355, s420, s460, – 12 mm dla stali s620q, s690q, s960q. ry 6 powstawanie pęcherzy wskutek zatkania otworów wylotowych gazu w uchwycie [4] ig 6 creating gas pockets due to blocking gas outlets in the clamp [4] źle – przepływ ograniczony i turbulentny prawidłowo – przepływ laminarny ry 7 powstawanie pęcherzy spowodowane osadzeniem się odprysków na wewnętrznej stronie uchwytu spawalniczego [4] ig 7 creating gas pockets due to placing spalls inside a welding clamp [4] łagodne przejście łagodne przejście przejście 58 przegląd spawalnictwa 3/2014 na rysunku 8 pokazano prawidłowo wykonane lico spoiny czołowej wykonanej ściegami prostymi w pozycji naściennej (pc). jest ono płaskie, ciągłe (jak najdłuższe, jak najmniej przerw), łączone kaskadowo, łagodnie przechodzące w kolejne ściegi kryjące wolne od karbów takich jak: przyklejenie, pęknięcie, podtopienie i nadmierny nadlew. podczas spawania materiałów o różnej wytrzymałości spoiwo należy dobierać do detalu wykonanego z materiału o mniejszej wytrzymałości. spoina, ani żaden z jej poszczególnych ściegów, nie powinna kończyć się ani zaczynać w narożach konstrukcji. ry 8 prawidłowo wykonane lico spoiny czołowej ig 8 a proper made face of butt weld spawanie naroży należy stosować się do zasad spawania pokazanych na poniższych przykładach. spawanie naroży – zachowywać sposób układania spoin pokazany na rysunku 9. w przypadku styku więcej niż dwóch blach, główną spoinę wzdłużną wykonuje się jako ciągłą, chyba że na rysunku wykonawczym zaznaczono inaczej. pod żebrami należy wykonywać spoiny ciągłe, które często są spoinami nośnymi (rys. 10). przerwania ściegów spoiny muszą być założone kaskadowo (np. spoina ściegowa będzie miała założone schodkowo przerwania ściegów na długości 75 mm). ze względu na wytrzymałość zmęczeniową i zjawisko karbu, spoiny nie powinny kończyć się w narożach spawanych blach. krater końcowy musi być wypełniony i wolny od pęknięć. w miarę możliwości należy „zawinąć” spoinę wokół naroża i zakończyć w minimalnej odległości 25 mm od naroża (rys. 11) lub należy ją wyprowadzić poza złącze. jeżeli nie ma takiej możliwości, powstały krater należy tak wypełnić, aby uzyskać żądaną grubość spoiny na całej długości. ry 9 kolejność i sposób wykonywania spoin wokół naroża blachy. na zaznaczonych odcinkach 100 mm spoiny muszą być ciągłe ig 9 an order and a method of making welds around corner of the metal plates. in the specified sections 100 mm welds have to be continuous ry 10 prawidłowe miejsce usytuowania krateru ig 10 a proper placement of a crater ry 11 sposób wykonywania spoiny wokół naroża blach ig 11 a method of making weld around the corner of metal plates 59przegląd spawalnictwa 3/2014 ączenie odcink w poin wok ł przegi w miarę możliwości spoiny wokół przegięć i naroży należy wykonywać jako ciągłe. w tym celu należy tak zaplanować kolejność układania ściegów, aby przerwania były usytuowane poza zabronionym obszarem. w przypadku układania spoiny wieloma ściegami przerwania poszczególnych warstw muszą być założone schodkowo (kaskadowo) na odcinku ok. 75 mm, a w miejscach przegięć i łuków spoiny muszą być ciągłe (rys. 12). wykonując lico więcej niż jednym ściegiem, należy zwrócić uwagę na to, aby ściegi łagodnie się zlewały. należy zwracać szczególną uwagę na to, aby nie było pęknięć w jeziorku spawalniczym, gdzie nastąpiło zakończenie spawania. w razie potrzeby krater należy usunąć i ponownie wypełnić. konstrukcje muszą stygnąć w temperaturze otoczenia, dopóki spoiny nie ostygną do temp. 50°c lub niższej. a ady wykonywania kon tr kc i pawanyc a ady og lne przed przystąpieniem do prac spawalniczych każdorazowo należy zapoznać spawaczy z planami spawania oraz instrukcją technologiczną spawania (wps), w której jest podany gatunek i średnica drutu elektrodowego, gatunek materiałów dodatkowych, natężenie prądu, kolejność i sposób spawania. podczas spawania należy bezwzględnie spełniać wszystkie wymagania przewidziane technologią spawania: – nigdy nie stosować do spawania materiałów spawalniczych niewiadomego pochodzenia i wątpliwej jakości, – w żadnym przypadku nie spawać elementów nieodpowiednio przygotowanych do spawania, skorodowanych, zatłuszczonych, czy też pokrytych farbą lub lakierem, – pamiętać o tym, że nadmierna ilość stopionego w spoinie materiału prowadzi do koncentracji naprężeń, nadmiernej deformacji, zwiększenia zużycia drutu oraz czasu spawania i w związku z tym należy dokładnie utrzymywać wymiary spoin podane na rysunkach, spo zako czenia poin koniec spoiny, która będzie połączona ze spoiną wykonaną w kolejnej operacji, powinien być tak wykonany, aby połączenia poszczególnych ściegów nie były skupione w jednym miejscu. w związku z tym końce ściegów wykonywanej spoiny powinny być rozsunięte schodkowo (kaskadowo) na odcinku min. 75 mm (rys. 13 i 14). spoiny wielościegowe należy wykonywać w sposób kaskadowy (schodkowy). spawanie w formie kaskad należy stosować na mocno usztywnionych elementach, aby uniknąć pęknięć naprężeniowych na stosunkowo słabej warstwie graniowej (rys. 15). ry 12 łączenie odcinków spoin (3 odcinków) ig 12 joining sections of welds (3 sections) ry 13 sposób zakończenia spoiny, która będzie połączona ze spoiną wykonaną w następnej operacji ig 13 a method of finishing a weld, which will be joined to another weld made in the next process ry 14 kaskadowy sposób połączenia spoiny pachwinowej ig 14 a cascade method of joining fillet weld ry 15 sposób wykonywania spoiny wielowarstwowej kaskadowo ig 15 a method of making multilayer cascade weld 60 przegląd spawalnictwa 3/2014 – pamiętać o tym, że zwiększenie natężenia prądu spawania ponad wielkość przewidzianą w technologii prowadzi do powstania odkształceń konstrukcji spawanej oraz przegrzania materiału rodzimego w strefie wpływu ciepła, a przez to uzyskania złych jakościowo połączeń, – pamiętać o tym, że odkształcenia konstrukcji spawanej zwiększają się wskutek nieprzestrzegania technologii spawania, tj. naruszenia warunków spawania, niewłaściwego przygotowania i sczepiania elementów do spawania, kolejności układania spoin itp. obszerny artykuł na temat planów spawania osłony odzawałowej przedstawiono w [1]. parametry pawania w czasie spawania należy bezwzględnie zachować parametry spawania i uwagi podane w załączonych instrukcjach technologicznych spawania – wps wykonanych przez nadzór spawalniczy. odstępstwem od tego może być przypadek, kiedy zleceniodawca uzna, że załączone procedury wps nie odpowiadają jego standardom. może wówczas przedstawić własne instrukcje, które zostały przygotowane w oparciu o zatwierdzoną przez niezależny ośrodek certyfikujący procedurę kwalifikowania technologii spawania potwierdzoną przez wpqr wg pn-en iso 15614. wps-y te muszą zostać przygotowane zgodnie z normą pn-en iso 15609-1 i zawierać wszystkie niezbędne informacje potrzebne do wykonania prawidłowego złącza spawanego. w ramach podwykonawstwa lub kooperacji z innymi zakładami na wykonanie konstrukcji spawanych – można zaakceptować procedury przygotowane według innych uznanych norm pod warunkiem, że są w nich spełnione wymagania techniczne. wps-y takie muszą zostać przed rozpoczęciem produkcji przedstawione do zatwierdzenia. dpr żanie kon tr kc i pawanyc konstrukcje spawane w uzgodnieniu z nadzorem spawalniczym w razie potrzeby mogą być poddane odprężaniu przez wyżarzanie odprężające przy zachowaniu następujących parametrów: – początkowa temperatura pieca powinna wynosić 250÷350°c – zależnie od złożoności konstrukcji; – prędkość nagrzewania ok. 60÷80°c/h, maks 90°c; – temperatura wyżarzania wyrobów spawanych powinna zawierać się w granicach 550÷650°c; – czas wygrzewania powinien wynosić 2÷4 min na 1 mm grubości najgrubszego elementu, min. 60 min; – zaleca się szybkość chłodzenia 45÷120°c/h, zależnie od złożoności wyrobu. w przypadku wyżarzania odprężającego stali ulepszonych cieplnie lub utwardzonych wydzieleniowo zabieg wyżarzania powinien być przeprowadzony w temperaturze co najmniej 30°c niższej od temperatury odpuszczania. alternatywą wyżarzania odprężającego jest odprężanie wibracyjne [19]. adania nieni zczące złączy pawanyc kontrola nieniszcząca złączy spawanych powinna być przeprowadzona najwcześniej: – po 24 h – dla stali niskowęglowych, – po 48 h – dla stali ulepszanych cieplnie. należy zapewnić, aby stygnięcie po spawaniu konstrukcji wykonanych ze stali niskowęglowych przebiegało w warunkach temperatury otoczenia, nie może ono być w żaden sposób przyspieszane, np. przez poddanie nadmuchowi sprężonego powietrza lub działaniu zimnej wody. w przypadku konstrukcji lub elementów wykonanych ze stali ulepszanej cieplnie (stale wymagające podgrzewania przed spawaniem) zaleca się powolne stygnięcie po spawaniu z zastosowaniem dodatkowych środków spowalniających proces stygnięcia, np. za pomocą specjalnych mat, a w przypadku niedużych elementów w pojemnikach z podgrzanym piaskiem. w przypadku, gdy w dokumentacji konstrukcyjnej lub w warunkach technicznych wykonania i odbioru wyznaczono spoiny do badań ultradźwiękowych, radiograficznych lub magnetyczno-proszkowych, należy je numerować na rysunkach (każdej spoinie przyporządkować oddzielny numer). na podstawie tak wykonanej numeracji spoin należy sporządzić „zestawienie spoin” – przykład. zakres badań oraz klasa spoin – zgodnie z wytycznymi na rysunkach lub w warunkach technicznych wykonania, muszą być określone w dokumentacji technicznej. jeżeli brak określenia ww. danych w dokumentacji, należy je uzgodnić z projektantem. jeżeli projektant nie określi inaczej, badania nieniszczące spoin należy prowadzić wg pn-en 12062: badanie nieniszczące złączy spawanych. zasady ogólne dotyczące metali. wszystkie spoiny (niezależnie od zaleceń w dokumentacji) należy badać wizualnie (vt) – 100%. ponadto należy badać 20% wszystkich skrzyżowań spoin, zakończeń spoin, łączenia itp. styki dodatkowe wynikające z procesu technologicznego, zatwierdzone przez projektanta (konstruktora), należy badać w 100% metodą wizualną (vt), magnetyczno-proszkową (mt) oraz ultradźwiękową (ut) – metodą ut tylko dla złączy z pełnym przetopem powyżej 8 mm grubości. styki te należy również numerować i umieścić w „zestawieniu spoin”. badanie spoin przeprowadza pracownik kontroli, a następnie potwierdza ten fakt przez wpis do „zestawienia spoin” oraz wystawia protokół z badań. personel prowadzący badania nieniszczące i ocenę wyników badań do końcowej akceptacji złączy powinien posiadać odpowiednie i aktualne uprawnienia zgodnie z normą pn-en iso 9712 badania nieniszczące. kwalifikacja personelu badań nieniszczących. zasady ogólne stopnia 2 w odpowiednim sektorze wyrobu i sektorze przemysłowym. „zestawienia spoin” wraz z odpowiadającymi im rysunkami i z narzuconą numeracją spoin oraz protokoły badań stanowią integralną część dokumentacji odbiorowej. 61przegląd spawalnictwa 3/2014 ykonywanie napraw naprawy niezgodno ci powierzc niowyc przez zli owanie niezgodności powierzchniowe można naprawiać za pomocą szlifowania pod warunkiem, że nie powoduje to zmniejszenia grubość nominalnej materiału o więcej niż 7% lub o więcej niż 3 mm, w zależności od tego, która wartość jest większa. wadliwa powierzchnia ma być oszlifowana na gładko i sprawdzona w 100% metodą magnetyczno-proszkową (mt). naprawy niezgodno ci powierzc niowyc przez pawanie niezgodności o głębokości większej niż 7% grubości lub 3 mm muszą być naprawione za pomocą spawania. wady powierzchniowe takie jak np. wżery, ubytki materiałowe, przypadkowe zajarzenie należy naprawić zgodnie z kartą technologiczną naprawy. napawanie naprawcze lub regeneracyjne elementów konstrukcji można prowadzić zgodnie z kartami technologicznymi naprawy wyłącznie za zgodą projektanta. naprawa wadliwyc poin przed usunięciem materiału w miejscu wystąpienia niezgodności kontroler wykonujący badanie musi oznaczyć dokładnie na powierzchni metalu miejsce oraz głębokość niezgodności, korzystając, jeśli to konieczne, z dodatkowych technik badań nieniszczących. wadliwy materiał musi być usunięty przez obróbkę mechaniczną lub za pomocą żłobienia łukowego, po którym należy wykonać szlifowanie do „zdrowego” metalu. odcinki spoin zawierające niedopuszczalne niezgodności powinny być naprawiane z zachowaniem następujących zasad: – wycięcie niezgodności przez szlifowanie lub żłobienie elektropowietrzne (elektrodą esm – 257) i szlifowanie, a następnie ponowne spawanie, – spoiny powinien naprawić spawacz, który je wykonywał, – dopuszcza się dokonanie poprawek przez innego spawacza posiadającego wymagane uprawnienia. spawacz ten po wykonaniu poprawek wybija swój znak twardy obok znaku spawacza, który naprawianą spoinę wykonywał, – obszar naprawy nie może być krótszy niż 50 mm w płaszczyźnie wady wzdłużnej, – spawanie naprawianych elementów należy przeprowadzić z użyciem takich samych materiałów dodatkowych, jakich użyto do wykonywania spoiny, oraz stosując te same zasady spawania. podczas naprawy temperatura wstępnego podgrzewania musi być o 50°c wyższa od zastosowanej przed pierwszym spawaniem. właściwe przygotowanie do naprawy (i jakość spoiny po naprawie) należy potwierdzić przez badanie ndt – 100% + 100 mm z każdego końca. dopuszcza się najwyżej dwukrotne poprawianie złączy spawanych (bez pisemnej zgody projektanta), w przypadku wystąpienia dalszych wad należy element spawany wymienić na nowy. naprawy spoin przez żłobienie oraz naprawy spoin przez ich całkowite wycięcie, ponowne przygotowanie i spawanie należy prowadzić zgodnie z odpowiednią kartą technologiczną naprawy [11]. agazynowanie materiał w dodatkowyc do pawania materiały dodatkowe do spawania muszą mieć odpowiednią jakość. prawie wszystkie materiały spawalnicze ulegają szkodliwym wpływom wilgoci i dlatego należy je właściwie przechowywać, jak również oznaczać i segregować. użycie niewłaściwych materiałów dodatkowych do spawania, zwłaszcza do odpowiedzialnych elementów konstrukcyjnych, może mieć poważne następstwa w funkcjonalności wykonanej konstrukcji oraz może mieć wpływ na koszt konstrukcji i czas jej wykonania. magazynowanie materiałów dodatkowych do spawania powinno zapewniać ochronę przed zawilgoce62 przegląd spawalnictwa 3/2014 niem i uszkodzeniem: – pomieszczenia magazynowe powinny być zadaszone, suche i wentylowane; – temperatura otoczenia w magazynie powinna wynosić min. +10°c; – maks. wilgotność względna w pomieszczeniach magazynowych nie może przekraczać 60%; – elektrody otulone powinny być składowane na regałach w stosach o wysokości do 0,5 m; – materiały spawalnicze należy układać na paletach: niedopuszczalne jest układanie elektrod otulonych i drutów spawalniczych bezpośrednio na podłodze; – magazynowane elektrody otulone i druty spawalnicze powinny być: – oznakowane pod względem gatunku i wymiarów, – rozmieszczone na oddzielnych regałach, w zależności od przeznaczenia (oddzielnie niestopowe, średniostopowe, wysokostopowe stalowe, do spawania metali nieżelaznych itd.), – wydawane sukcesywnie wg kolejnej daty zakupu; – przy magazynowaniu topników (do spawania łukiem krytym) należy przestrzegać następujących zasad: – obchodzić się ostrożnie z workami, w których pakowany jest topnik, aby ich nie uszkodzić, – worki przechowywać w suchym miejscu o temp. 10÷30°c, – nie narażać opakowań topnika (worków) na opady atmosferyczne (deszcz i śnieg); – przechowywanie gazów spawalniczych powinno odpowiadać przepisom dotyczącym postępowania z gazami technicznymi, w tym przepisom bhp oraz przepisom przeciwpożarowym. przed przystąpieniem do spawania należy sprawdzić zgodność rodzaju i gatunku materiałów dodatkowych z wymaganiami podanymi w dokumentacji technologicznej i w instrukcjach technologicznych spawania wps. elektrody i druty powinny mieć świadectwo jakości. należy również sprawdzić ich stan techniczny – nie dopuszcza się stosowania skorodowanych i zanieczyszczonych lub zawilgoconych drutów do spawania. nie wolno stosować materiałów dodatkowych o nieokreślonym lub nieczytelnym oznaczeniu gatunku [16]. nio ki reguły wykonania, kryteria akceptacji itp. zawarte w normach i dokumentach związanych z wyrobem ułatwiają opracowanie dokumentów opisujących standardowe warunki wykonania, które powinny być zapewnione przez wytwórcę. dla zapewnienia jakości procesów spawania ważna jest ich właściwa kontrola zarówno przed, podczas, jak i po wykonaniu spawania. jednym z podstawowych dokumentów pomocnych w procesie montażu są karty technologiczne montażu, zaś w procesach spawalniczych poza planami spawania są to instrukcje technologiczne spawania wps. w trzeciej części cyklu publikacji dotyczących technologii wykonania konstrukcji osłony odzawałowej obudowy kopalnianej zostaną omówione zagadnienia kompleksowego spawania obudowy, przedstawione informacje ogólne dotyczące osłony, jej montażu, kontroli wymiarowej oraz podane parametry spawania i szczegóły realizacji badań nieniszczących. literat ra [1] słania j., marcinkiewicz h., kiełbik m.: plan spawania elementu obudowy kopalnianej – osłony odzawałowej. przegląd spawalnictwa, 2012, nr 2, s. 6÷16. [2] słania j., urbańczyk p.: technologia oraz plan spawania gazoszczelnych ścian rurowych kotła pyłowego wg normy pn – en 12952-5. przegląd spawalnictwa, 2009, nr 12, s. 19÷27. [3] słania j.: technologia spawania płyty wsporczej pojazdu gąsienicowego – dobór parametrów i obliczanie kosztów spawania. biuletyn instytutu spawalnictwa, 2010, nr 2, s. 52÷56. [4] słania j.: plan technologiczny spawania płyty gąsienicowej. przegląd spawalnictwa, 2010, nr 3, s. 16÷25. [5] słania j., kaczor t.: plan spawania zbiornika ciśnieniowego. przegląd spawalnictwa, 2010, nr 4, s. 9÷18. [6] słania j., kwiecień l., jarosiński j.: plan spawania kotłów płomienicowo-płomieniówkowych. przegląd spawalnictwa, 2010, nr 6, s. 32÷40. [7] słania j., skóra j.: plan spawania wymiennika ciepła chłodzonego powietrzem. przegląd spawalnictwa, 2011, nr 2, s. 16÷22. [8] słania j.: plan spawania carg płaszcza pieca obrotowego. przegląd spawalnictwa, 2011, nr 2, s. 36÷41. [9] słania j., wodecki d.: plan spawania belki poprzecznej dźwigu. przegląd spawalnictwa, 2011, nr 2, s. 30÷35. [10] słania j.: istota planów spawania. przegląd spawalnictwa, 2011, nr 2, s. 3÷9. [11] słania j.: plan spawania napraw bieżących kotłów parowych, wodnych i stałych zbiorników ciśnieniowych. przegląd spawalnictwa, 2011, nr 2, s. 22÷30. [12] słania j., chomiuk s., dadak r.: plan spawania dla konstrukcji uzupełniającej – trawersy. przegląd spawalnictwa, 2012, nr 2, s. 3÷6. [13] słania j., fryc h.: spawanie pojazdów szynowych – plany spawania. przegląd spawalnictwa, 2012, nr 2, s. 16÷20. [14] słania j.: plan spawania stalowej kładki dla pieszych i. przegląd spawalnictwa, 2012, nr 2, s. 20÷24. [15] słania j.: plan spawania stalowej kładki dla pieszych ii. przegląd spawalnictwa, 2012, nr 2, s. 24÷26. [16] słania j., urbańczyk p.: technologia wytwarzania oraz plan kontroli jakości przegrzewacza pary kotła parowego wg pnen 12952-5. przegląd spawalnictwa, 2012, nr 5, s. 29÷41. [17] chromik d., słania j.: plan spawania ciśnieniowego zespołu rurowego. przegląd spawalnictwa, 2012, nr 11, s. 29÷32. [18] balcerzak m., słania j.: spawanie zbiornika bezciśnieniowego do magazynowania oleju opałowego. przegląd spawalnictwa, 2012, nr 11, s. 33÷38. [19] słania j.: usuwanie odkształceń spawalniczych. przegląd spawalnictwa, 2012, nr 2, s. 24÷26. ps 12 2015 www 41przegląd spawalnictwa vol. 87  12/2015 bezpośrednia diagnostyka kompozytowych elementów lotniczych z wykorzystaniem struktur inteligentnych self-diagnostics of composite aerospace structures with use of inteligent materials dr inż. krzysztof dragan, mgr michał dziendzikowski, dr hab. inż. andrzej leski – instytut techniczny wojsk lotniczych. autor korespondencyjny/corresponding author: krzysztof.dragan@itwl.pl streszczenie zastosowanie fal sprężystych wzbudzonych w badanym elemencie za pomocą umieszczonej na nim sieci przetworników piezoelektrycznych jest jednym z obiecujących kierunków rozwoju technologii bezpośredniej diagnostyki struktur lotniczych (shm). możliwości systemów shm są związane z dwoma różnymi ścieżkami rozwoju tej technologii, tj. zastosowanych rozwiązań technicznych, np. rodzaju przetworników pzt czy aparatury pomiarowej oraz metod analizy sygnału rejestrowanego przez przetworniki. do pierwszej gałęzi rozwoju systemów shm należy m.in. dobór optymalnego rodzaju przetworników pzt do danego zagadnienia oraz sposób ich związania z monitorowaną strukturą. w przypadku kompozytów, oprócz związania przetworników z badaną powierzchnią, możliwe jest również ich wbudowanie w wewnętrzną strukturę materiału. w artykule zaprezentowano przykład wykorzystania przetworników pzt wbudowanych w strukturę kompozytową do detekcji uszkodzeń udarowych bvid. zaprezentowano algorytm lokalizacji uszkodzeń bvid oraz wyniki badań laboratoryjnych weryfikujących zaproponowane metody. słowa kluczowe: przetworniki pzt, detekcja i lokalizacja uszkodzeń udarowych, materiały kompozytowe abstract application of guided waves excited by a network of pzt transducers integrated with a given structure is one of the promising approaches to structural health monitoring (shm). the per-formance of shm system based on pzt network is rooted in two distinct areas of the techno-logy development, that is: the hardware and the signal analysis. the first includes is the type of transducers used to built a network and the way of their integration with a monitored structure. for composites, beside the possibility of the transducers attachment to a surface of an element, also embedding of pzts into their internal structure is available. in the article barely visible impact damage (bvid) detection capabilitiy of the embedded pzt transducers is presented. an algorithm of damage localization is also proposed and verified in laboratory tests. keywords: pzt transducers, impact damage detection and localization, composite materials wstęp stosowane obecnie systemy eksploatacji statków powietrznych mogą w przyszłości okazać się ekonomicznie nieefektywne jak również niewystarczające z punktu widzenia bezpieczeństwa. podstawą bezpiecznej eksploatacji statków powietrznych w wymiarze zapewnienia integralności struktury są m.in. programy badań nieniszczących (ang. non-destructive.testing – ndt) opracowywane dla konkretnych modeli [1]. ich zakres oraz częstotliwość wykonywania zależy od zakładanego profilu eksploatacji i stopnia koncentracji naprężeń w elementach strukturalnych, trwałości zmęczeniowej użytych materiałów jak również możliwości stosowanych metod ndt. rzeczywiste widmo obciążeń krzysztof dragan, michał dziendzikowski, andrzej leski danego egzemplarza statku powietrznego może jednakże odbiegać od założeń stosowanych na etapie jego projektowania lub może on być długotrwale eksploatowany w warunkach sprzyjających przyspieszonej degradacji struktury, natomiast czułość metod ndt ocenia się w warunkach laboratoryjnych w ramach tzw. badań pod (ang. probability. of.detection) [2], co nie pozwala na odwzorowanie rzeczywistego badania, a zwłaszcza minimalizuje wpływ czynnika ludzkiego. od przeszło dwóch dekad prowadzone są badania nad zaimplementowaniem metod ndt w postaci zintegrowanych ze strukturą statków powietrznych systemów shm (ang. structural. health. monitoring), umożliwiających bieżącą ocenę stanu konstrukcji [3÷6]. docelowo jako komponenty systemów hums (ang. health.and.usage.monitoring. 42 przegląd spawalnictwa vol. 87 12/2015 systems) mają one pozwolić na [7]: – bieżące monitorowanie naprężeń występujących w elementach strukturalnych statków powietrznych; – detekcję powstałych uszkodzeń; – monitorowanie wzrostu uszkodzeń; – prognozę zapasu bezpieczeństwa konstrukcji. oprócz zwiększenia poziomu bezpieczeństwa szacuje się, że wprowadzenie systemów shm, wspomagających programy badań nieniszczących poprzez wstępną identyfikację i oszacowanie wielkości uszkodzeń, pozwoliłoby na zaoszczędzenie do 50% kosztów związanych z przeglądami, w zależności od rodzaju statku powietrznego [3]. wprowadzenie systemów shm jest szczególnie ważne w przypadku materiałów kompozytowych. to właśnie w tym przypadku ogniskują się aspekty bezpieczeństwa oraz te natury ekonomicznej. materiały kompozytowe są narażone na uszkodzenia pochodzące od udarów, powstające w sposób losowy, ponadto mechanizmy ich zmęczeniowej degradacji nie są tak dobrze poznane jak w przypadku metali, zatem wyznaczenie bezpiecznego okresu pomiędzy kolejnymi przeglądami struktury obarczone jest dodatkowym ryzykiem. uderzenia, nawet te o niskiej energii mogą spowodować pękanie osnowy i rozwarstwienia laminatu kompozytowego (rys. 1) oraz znaczne osłabienie wytrzymałości. uszkodzenia tego typu są niewidoczne lub słabo widoczne (ang. barely.visible.impact.damages – bvid) na powierzchni elementu w związku z czym ich detekcja jest czasochłonna i wymaga stosowania specjalistycznych urządzeń zwiększając koszty utrzymania. prowadzone w ramach projektu badania ukierunkowane będą w dużej części na opracowanie metod detekcji uszkodzeń bvid. rys. 1. uszkodzenie bvid w kompozycie cfrp [8] fig. 1. bvid of cfrp composite structure [8] monitorowanie stanu konstrukcji lotniczych z wykorzystaniem sieci przetworników pzt jedną z idei budowy systemów bieżącego monitorowania konstrukcji jest wykorzystanie mechanicznych właściwości materiałów użytych przy produkcji danego elementu statku powietrznego. opiera się ona na rejestracji przebiegu fal mechanicznych wzbudzonych w danym ośrodku przez sieć przetworników piezoelektrycznych (pzt), generujących w danej konstrukcji fale sprężyste. propagacja fal sprężystych w elementach cienkościennych o małej krzywiźnie, charakterystycznych dla konstrukcji lotniczych, jest zjawiskiem stosunkowo złożonym. dla danej częstotliwości sygnału wymuszającego współistnieć mogą różne mody falowe o różnych prędkościach propagacji, które zależą m.in. od grubości danego elementu d, częstotliwości wymuszenia f, oraz modułów sprężystości danego materiału. mody te mogą ulegać rozproszeniu i konwersji na naturalnych elementach konstrukcji, np. szwy nitowe, krawędzie, utrudniając wizualną ocenę sygnałów stosowaną w przypadku klasycznych metod badań nieniszczących. rozwarstwienia elementów kompozytowych powstałe wskutek uderzeń, poprzez pęknięcia poszczególnych warstw wpływają na lokalną zmianę sztywności danego elementu oraz ( )( 1 ) ( ) ( ), 2 if w tstft f t de ωτω τ τ τ π −= −∫ (1) grubości materiału, przez który propagują fale sprężyste. zmiana prędkości propagacji modów falowych w obszarze uszkodzenia spowodować może przesunięcie paczek falowych rejestrowanego sygnału, zależnie od powierzchni uszkodzenia i redystrybucję energii fali. jednym z narzędzi wspomagających ocenę wspomnianych przesunięć jest analiza czasowo – częstotliwościowa z wykorzystaniem krótko-czasowej transformaty fouriera (stft). krótko-czasowa transformata fouriera sygnału (inaczej spektrogram), dana jest następująco: gdzie funkcja w(t) jest tzw. oknem modulującym analizowany sygnał, np. krzywą gaussa. w krótko-czasowej analizie fourierowskiej otrzymać można informację o dekompozycji sygnału na poszczególne częstotliwości w kolejnych przedziałach czasu. pozwala to na filtrację sygnału nie tylko w dziedzinie częstotliwości, lecz również na separację modów falowych dla tych samych częstotliwości centralnych, różniących się prędkością propagacji w badanym elemencie. na poniższych wykresach (rys. 2 i 3) przedstawione są przykładowe sygnały zarejestrowane dla dwóch stanów badanego elementu kompozytowego. widoczne jest rozseparowanie rejestrowanych paczek falowych wskutek lokalnej zmiany prędkości propagacji poszczególnych modów fal sprężystych. rys. 2. przykład sygnału odniesienia oraz jego krótko-czasowej transformaty fouriera fig. 2. an example of baseline signal and its short-time fourier transform 43przegląd spawalnictwa vol. 87  12/2015 rys. 3. przykład sygnału zarejestrowanego dla próbki z rozwarstwieniami oraz jego krótkoczasowej transformaty fouriera fig. 3. an example of signal obtained for damaged specimen and short-time fourier transform of the signal automatycznego wnioskowania o stanie badanego obiektu dokonuje się zwykle na podstawie uproszczonych charakterystyk rejestrowanego sygnału, tzw. wskaźników uszkodzeń (ang. damage.indices). oznaczając przez fgs sygnał wygenerowany przez generator g i zarejestrowany przez sensor s dla danego stanu struktury, fgs env jego obwiednię oraz przez fgs,b, fgs,b env odpowiadający sygnał odniesienia wraz z obwiednią, przykładowe wykorzystywane w literaturze wskaźniki uszkodzeń dane są następująco: – charakterystyka l1 – charakterystyka l2 – korelacja powyższe wskaźniki uszkodzeń są wrażliwe na zmiany sygnału związane z przesunięciami poszczególnych paczek 1 , ( , ) gs gs b f dt l g s f dt = ∫ ∫ 1 , ( , ) env gs e env gs b f dt l g s f dt = ∫ ∫ 2 2 2 , ( ) ( , ) ( ) gs gs b f dt l g s f dt = ∫ ∫ 2 2 2 , ( ) ( , ) ( ) env gs e env gs b f dt l g s f dt = ∫ ∫ , , 2 2 2 2 , ,( ) ( ) ( ) ) ( ( , ) gs gs b gs gs b gs gs gs b gs b f f dt f dt f dt f dt f dt f dt f cor g s dt − − − = ∫ ∫ ∫ ∫ ∫ ∫ ∫ (3) (2) (5) (4) (6) , : 1 ( , ), ( 1) g s g s adi di g s n n ≠ = − ∑ (7) rys. 4. sieć czujników pzt w strukturze demonstratora fig. 4. pzt network embedded in the structure of a composite specimen falowych sygnału związane z rozwarstwieniami znajdującymi się na drodze propagacji sygnału. w celu zmniejszenia zależności wskazań systemu od lokalizacji uszkodzenia proponowane jest również wykorzystanie tzw. uśrednionych wskaźników uszkodzeń [9]. gdzie n jest liczbą sensorów w danej komórce sieci, zaś di(g,s) oznacza wybrany wskaźnik uszkodzeń. uśrednione wskaźniki uszkodzeń są niezmiennicze ze względu na permutacje czujników i mogą być wykorzystane w statystycznych modelach klasyfikacyjnych i regresji. wyniki monitorowania stanu konstrukcji dla panelu kompozytowego z wbudowanymi czujnikami piezoelektrycznymi w celu walidacji opracowanych metod wykrywania uszkodzeń zaprojektowano i wykonano tzw. demonstrator „inteligentej” konstrukcji kompozytowej z czujnikami piezoelektrycznymi zabudowanymi w strukturze (pomiędzy warstwami i na strukturze). demonstrator technologii wykonano w technologii pre-preg z wykorzystaniem kompozytu szklanego. proces technologiczny utwardzania elementów przeprowadzono w autoklawie. demonstrator wykonano z 16 warstw materiału – pre-pregu szklanego hcs2401-015. do struktury pełniącej rolę poszycia przymocowano metodą klejenia 8-warstwowe podłużnice omegowe wykonane z tego samego materiału. przed wygrzaniem elementów demonstratora, specjalnie przygotowany zestaw czujników pzt w węzłach po 4 czujniki został ułożony w środkowej warstwie struktury kompozytowej (rys. 4). w celu sprawdzenia różnych rodzajów defektów przy pomocy wykonanego demonstratora, przygotowane podłużnice zostały przymocowane do głównego elementu w różny sposób, umożliwiające symulowanie wad produkcyjnych (np. wtrącenia materiału) oraz uszkodzeń eksploatacyjnych np. odklejenie kształtowników od poszycia. takie podejście jest celowe i umożliwia weryfikację algorytmów rozpoznania i klasyfikacji uszkodzenia oraz możliwości śledzenia w czasie jego rozwoju. demonstrator poddano testom udarowym w celu weryfikacji możliwości wykrywania i lokalizowania uszkodzeń oraz kwantyfikacji wielkości energii z wykorzystaniem geometrii zaprojektowanej sieci czujników i metod analizy sygnałów. dla sieci wbudowanej w strukturę demonstratora dokonano pomiarów sygnału dla następujących parametrów: – częstotliwość wymuszenia: 150, 200, 250, 300 khz; 44 przegląd spawalnictwa vol. 87 12/2015 – długość wymuszenia: 3 lub 8 okresów; – modulacja sygnału sterującego: okno hamminga. w celu wizualizacji uszkodzenia wyznaczono znormalizowaną postać funkcji intensywności uszkodzeń w postaci (rys. 7): gdzie di(g,s) jest wybranym wskaźnikiem uszkodzeń, rgs. opisuje obszar efektywnego monitorowania struktury dla danej pary przetworników g,s, zaś n jest pewną funkcją charakteryzującą geometrię sieci przetworników. po zrealizowanych badaniach ultradźwiękowych wykonano ultradźwiękowe badania nieniszczące w celu weryfikacji wskazań uzyskanych przez system czujników pomiarowych. badania ultradźwiękowe umożliwiły wymiarowanie uszkodzenia w zależności od uszkodzenia co pozwoliło na korelowanie uzyskanych wyników z sygnałem pomiarowym rejestrowanym przez sieć czujników w fazie testowej a w dalszej części eksperymentu na weryfikację działania systemu. w chwili obecnej trwają intensywne prace eksperymentalne polegające na symulowaniu zachowań struktury od obciążeń eksploatacyjnych i monitorowaniu integralności konstrukcji. eksperyment ten jest weryfikowany z wykorzystaniem metod badań nieniszczących. uzyskane dane będą w dalszej kolejności wykorzystywane do optymalizacji algorytmów analizujących sygnał jak również metodologii projektowania struktur kompozytowych oraz sieci czujników. rys. 5. widok demonstratora z układem czujników i lokalizacją udaru fig. 5. general view of the specimen with deployed pzt network and true localization of impact damage 1 ( , ) ( ), ( ) ( ) gs g s di g s r p n p i p → = ∑ (8) rys. 6. zobrazowanie badań ut fig. 6. ultrasonic scan of the structure rys. 7. funkcja intensywności uszkodzeń z zaznaczeniem lokalizacji uszkodzenia fig. 7. damage intensity function with indication of true damage localization podsumowanie w artykule przedstawiono przykład struktury kompozytowej z wbudowanymi przetwornikami pzt, umożliwiającymi bieżącą diagnostykę jej stanu. w pracy zaprezentowano wybrane algorytmy analizy sygnału rejestrowanego przez przetworniki pzt. dzięki wykorzystaniu zaproponowanych rozwiązań przetworniki pzt wbudowane w strukturę kompozytu umożliwiają min. detekcję i lokalizację udarowych uszkodzeń konstrukcji, co potwierdzono w badaniach laboratoryjnych. dalsze prace będą związane z optymalizacją kształtu budowy sieci czujników oraz metod analizy sygnału. literatura [1] y. kim, s. sheehy, d. lenhardt: a survey of aircraft structural-life management programs in the u.s. navy, the canadian forces, and the u.s. air force, rand corporation monograph series, 2006. [2] united states department of defence. mil-hdbk-1823a: nondestructive evaluation system: reliability assessment, 2009. [3] c. boller, w.j staszewski: aircraft structural health and usage monitoring. john wiley and sons, ltd, 2004. [4] v. giurgiutiu: structural health monitoring: with piezoelectric wafer active sensors. academic press, 2007. [5] z. su, l. ye: identification of damage using lamb waves: from fundamentals to applications. springer, 2009. [6] d. adams: health monitoring of structural materials and components: methods with applications. john wiley and sons, ltd, 2007. [7] d. roach: industry survey of structural health monitoring technology and usage. sandia national laboratories, 2012. [8] l. ilcewicz: cs&ta federal aviation administration, 2006. [9] m. dziendzikowski, k. dragan, a. kurnyta, s. klysz, a. leski: damage size estimation of the aircraft structure with use of embedded sensor network generating elastic waves. key engineering materials, 598: 57-62, 2014. 201312_pspaw_25gt.pdf 64 przegląd spawalnictwa 12/2013 hans felius non-invasive inspection of heat exchanger tubes bezinwazyjna metoda badania wymienników ciepła ans e i s streszczenie dwie znane metody inspekcji rur i przewodów rurowych to acoustic pulse reflectometry (apr) oraz guidedwaves(gw). obie metody oparte są na próbkowaniu rur/ przewodów za pomocą długich fal akustycznych, albo za pośrednictwem powietrza w rurach (apr) lub ścian rurowych(gw). obie metody mają taką zaletę że, umożliwiają bardzo krótki czas kontroli, rzędu 10 sekund na rurę. ponadto, każda z tych metod ma wady i zalety komplementarne. apr dla przykładu może wykryć blokad i bardzo małe kratery, ale jest niewrażliwa na wady na średnicy zewnętrznej (od).metoda gw, z drugiej strony, może wykryć błędy na średnicy zewnętrznej (od), ale nie może z łatwością odróżnić wżerów od otworów przelotowych. w przeciwieństwie do apr, która jest stosowana do inspekcji rur przez kilka lat, gw był używany głównie do przesiewania aplikacji w rur o dużej średnicy. w tym artykule najpierw przedstawimy kilka wdrożeń i zastosowań gw, które mogą pasować do rurek tak małych, jak 3/4” i być zdolne do wykrywania, klasyfikacjii wielkości wad. będzie to implementacja ultrasonic reflectometry pulse(upr). następnie pokażemy, jak łączyć układy zawierające zarówno apr oraz upr w jedno kompleksowe stanowisko do inspekcji rur, umożliwiające bardzo szybką kontrolę i zdolne do wykrywania wszystkich typowych uszkodzeń rur. abstract two well-known methods for inspection of tubes and pipes are acoustic pulse reflectometry (apr) and guided waves (gw). both are based on probing the tubes/pipes using long range acoustic waves, either through the air in the tubes (apr) or the tube walls (gw). both methods share the advantage of being non-traversing, enabling very short inspection times, on the order of 10 seconds per tube. in addition, each method has complementary advantages and disadvantages. apr for example can detect blockages and very small pinholes but is in sensitive to outer diameter (od) defects. gw, on the other hand, can detect od faults but can not easily distinguish pitting from through-holes. as opposed to apr, which has been applied to tube inspection for several years, gw has been used mainly for screening applications in large diameter pipes. in this paper we firs present several recent developments in gw, giving an implementation that can fit into tubes as small as 3/4” and capable of detecting, classification and sizing of defects. we term this implementation ultrasonic pulse reflectometry (upr). we then show how a combined system containing both apr and upr in a single probe provides a comprehensive solution to tube inspection, enabling very rapid inspection and capable of detecting all typical tube defects. introd ction heat exchanger tube inspection is an issue that has been around for as long as heat exchangers themselves. over the many decades since heat exchangers have first seen service, inspection technologies have evolved considerably. however, even today all conventional methods share a common trait: they all rely on traversing each tube to be inspected with a physical probe. there are several drawbacks to this approach: 1. speed: pushing a probe all the way up and down a tube is time consuming, limiting the speed with which the tubes can be inspected. 2. wear and tear: probes and cables experience varying degrees of wear as they are dragged through a tube, depending mainly on the surface roughness of the tubes being examined, which can be quite severe. 3. difficulties in navigating bends: many heat exchangers are composed of u-tubes, and negotiating a probe through them can be difficult to impossible. flexible probes intended for such tubes are much more expensive and are still limited in the radius of curvature which they can go through. 65przegląd spawalnictwa 12/2013 4. susceptibility and sensitivity to restrictions: this is in fact a twofold problem. unforeseen restrictions, caused by scale for example, can prevent a probe from advancing, or even cause it to become stuck. on the other hand, none of the traversing methods, even when they can traverse restrictions, have the ability to detect and quantify them, in order to assess cleanliness. the most widespread techniques employing traversing probes are based on electromagnetic principles (eddy current, magnetic flux leakage, remote field) or ultrasound. in addition to the drawbacks cited above, these individual methods have other limitations also. ultrasound, for example, which is commonly considered to be the most accurate of the traversing methods, cannot detect pinholes of less than approximately 2 mm in diameter, aside from being the slowest of these techniques. non-tra ersing approaches any attempt to inspect a tube without a probe must necessarily rely on propagating some form of wave throughout the length of the tube – either mechanical or electromagnetic. whenever such a wave encounters any form of non-uniformity in the tube, this will cause scattering, generating waves that propagate back down the tube. if these scattered waves can be recorded and interpreted correctly, the non-uniformity that caused them can be characterized, whether it is a design feature or a defect. generically this method is referred to as reflectometry, and when the original wave is a pulse, it is called pulse reflectometry (pr). several attempts to implement methods based on reflectometry have appeared in the scientific literature, some of them reaching mature enough stages to be implemented commercially. a short review of these follows. the least explored reflectometry method appears to be based on electromagnetic waves. aside from a conference presentation, the present author has not found any citable material on this technique. reflectometry based on propagating ultrasonic waves within tube or pipe walls has become to be known as guided waves (gw). this method has met with reasonable commercial success when used for pipe inspection, and has seen some development for heat exchanger tube inspection in recent years. there are few publications available on this subject [1], and therefore limited information available regarding such system’s capabilities. lastly, reflectometry based on propagating acoustic waves in the air enclosed by the tubes appears to be the most researched reflectometry method, and the earliest to be implemented. termed acoustic pulse reflectometry (apr), it has seen various applications (from musical instrument characterization to leak detection) in research laboratories for several decades [2-4]. one commercial implementation has been in use to detect leaks and obstructions in pipes and tubes, though it appears to be less geared towards heat exchangers [2]. work by the present author and his collaborators has also led to a commercial implementation targeted solely towards heat exchangers [4]. even the more successful reflectometry techniques described above have limitations which make it difficult for them to compete successfully with the more conventional methods. apr, for example, by its nature, cannot detect od defects, even though it is probably more sensitive to pinholes (down to about 0.5 mm in diameter) than any other tube inspection technique. gw, on the other hand, cannot detect restrictions and blockages, and has difficulties in distinguishing between wall loss and through holes. however, the capabilities of the latter two methods are in fact complementary to a large degree. it was therefore decided to examine the possibility of a combined inspection system, carrying out apr and gw measurements simultaneously. this system is described below. apr re isited apr has been described extensively in many academic papers over the past several decades. its implementation as an ndt tool has been described in several papers by the author and his collaborators [2, 4], and it has also been the subject of at least two independent evaluations. for completeness, the basics of this method are repeated here. apr princip es apr is centred on generating a short pulse in the air enclosed by the tube under inspection, and then recording any scattered waves propagating back up the tube. though this may sound relatively simple, many challenges arise in practical implementation. in order to detect small defects, a high level of signal to noise ratio (snr) is necessary. however, in order to obtain good axial resolution, a very narrow pulse is desirable. these two requirements are conflicting, since a narrow pulse will have lower energy than a wide one. one possibility to increase snr is to repeat the measurement of a single tube many times and average these measurements, however this will increase measurement time considerably. ultimately, there are two methods that can combine the best of both worlds: measuring with a frequency sweep, or using maximum length sequences (mls). the latter technique involves transmitting a pseudo random sequence of positive and negative pulses over several seconds. when the reflections are recorded, correlating them with the transmitted gives the pulse response, albeit at a much higher snr than what can be obtained by a single measurement. as mentioned above, axial resolution is improved by narrowing the excitation pulse, which translates in the frequency domain to extending the bandwidth. however there are limits on this bandwidth. the first, 66 przegląd spawalnictwa 12/2013 which is less restrictive, is that bandwidth must be kept below the cutoff frequency of the higher order modes, otherwise the wave inside the tube ceases to be a plane wave and measuring it becomes prohibitively complex. the second limitation on bandwidth is due to attenuation. as the acoustic pulse propagates down the tube, it is gradually attenuated due to the friction with the tube walls, with high frequencies attenuating faster than low frequencies. thus, for distant defects, the effective snr gradually decreases, as well as the bandwidth. to some extent, this effect can be countered by increasing overall amplitude, and through pulse shaping techniques, to optimize the results once the diameter and length of the tube being inspected are known. apr signa interpretation interpretation of apr signals is relatively straightforward, and therefore amenable to automated analysis. this in itself can speed up the inspection process considerably, when compared to other ndt techniques which often rely on visual interpretation by an expert technician. classifying the defects that can be detected by apr into restrictions (caused by debris, fouling, scale etc.), wall loss (corrosion, erosion, etc.) and through holes, the polarity of the reflections plays a crucial role in distinguishing between them. other properties of the reflections – amplitude, axial extent, and additional details of their shape can then be used to size them. schematic examples of the reflection created by different types of defects are presented in figure 1. apr capabi ities ig. 1. schematic of typical signatures corresponding to the typical defects rys. 1. schemat typowych sygnatur odpowiadających typom wad field tests, controlled laboratory tests and independent studies have found apr capabilities as follows: – detection of pinholes as small as 0.5 mm in diameter, as long as they are not covered with debris or loose water. these can be detected even when they are 1 cm. from either end of the tube. – detection of full and partial blockages down to 5% of the tube cross-sectional area. these can be caused by various mechanisms such as dents or scale, other deposits, fouling and debris, making apr a useful tool in assessing tube cleanliness. – detection of various wall loss defects such as overall wall loss and pits down to approximately 4 mm in diameter. – in inspection of newly fabricated heat exchangers, apr has been shown to give clear indications of tubes that were not rolled into the tube sheet. as mentioned above, the major limitation of apr is that it can detect only id defects. thus it cannot detect od defects nor closed lip cracks that do not present a change in the internal cross section. trasonic p se re ectometry ( pr) while the gw technique has been gaining recognition recently, it is currently being used to inspect large diameter pipes, mainly as a screening tool – i.e. it is used to detect defects, but not to size them. scaling down this technology to fit heat exchanger tubes and adapting it to provide additional information on defect type and size has raised many challenges. the end result is an implementation that is very different from conventional gw, therefore it is termed here ultrasonic pulse reflectometry (upr). pr princip es the basic idea behind upr is similar to that of apr: a wave is propagated down a tube, and any reflected waves scattered by a defect are recorded an analyzed. in contrast to apr, in this case the wave is propagated in the tube wall rather than in the air enclosed by the tube. due to the much higher propagation velocity in solids, much higher frequencies must be employed in order to obtain similar wavelengths to apr, thus the need for ultrasonic frequencies. in many respects, however, upr is much more complex than apr, due to the nature of waves propagating in solids. in a bounded medium such as cylindrical shell, such waves can be decomposed into discrete modes of several types: longitudinal, torsional and flexural. these are denoted l, t and f modes. there are several introductory texts on this topic [5], so this will not be addressed here in detail. in the implementation described here, longitudinal modes are not employed at all, only the first torsional mode is employed, t(0,1), and its associated flexural modes up to the twelfth: ft(1,1)-ft(1,12). the propagation properties of these modes can be characterized by their dispersion curves, shown in figure 2. this figure shows that t(0,1) can propagate at all frequencies, with no dispersion. the flexural modes however, can each propagate above their individual cutoff frequencies, and have a propagating velocity that is dependent on frequency. the current implementation diverges from usual gw practice in using a wideband pulse rather than a narrowband pulse around a high center frequency. this is very similar to the pulse used in apr, though it spans a different frequency range, of approximately 50 khz to 800 khz. using this kind of signal reduces ringing 67przegląd spawalnictwa 12/2013 considerable and enables interpretation based on signal polarity, as described above for apr. another point distinguishing gw from apr is that waves propagating in the tube wall are not plane waves, and therefore both exciting and measuring them requires an entirely different approach. two such methods are currently in use: magnetostrictive and piezoelectric. the implementation described here uses piezoelectric transducers, some details of which are discussed below. pr imp ementation practical implementation of a upr system for heat exchanger tube inspection is a complex matter. this is due firstly to the complexity of the physics involved. in addition, these transducers must fit into the inside of a heat exchanger tube. finally, the need to keep inspection time short requires the transducers to be coupled and decoupled to the tube wall as rapidly as possible, without resorting to coupling gels or fluids. the implementation presented here employs two rings of six piezoelectric transducers at an offset to each other, effectively giving a 30° azimuthal resolution across its circumference. these transducers are enclosed in a probe assembly that is essentially a steel tube with slots permitting the transducers to protrude and retract. a flexible bladder within the tube can be inflated to push the transducers out of the slots and press them against the inside of the tube under inspection, coupling them to the wall. a photo of this probe is ig. 2. dispersion curves for torsional mode t(0,1) () and the first 12 associated flexural modes rys. 2. krzywe dyspersji trybów skrętnych t(0,1) i pierwsze 12 związanych trybów zgiętych shown in figure 3, attached to a “sound gun” for convenient hand held use. in a manner similar to apr, synchronized control of the transducers enables excitation of a relatively pure t(0,1) wave. a large bandwidth and high snr can be obtained by using mls signals, similarly to apr. very differently from apr, however, any scattering caused by defects or structural features will excite a multitude of modes. the same transducers used for excitation are then used to record the scattered waves, and the information from the multitude of sensors must be combined to isolate each mode and interpret the results. a detailed description of the techniques involved is beyond the scope of this paper, however there are many papers in the open literature on this subject [6]. sample signals will be shown below. pr capabi ities the capabilities of upr are not as well documented as those of apr, as it is a relatively new technique. since it employs waves propagating in the tube wall rather than in the air in the tube, it is relatively more sensitive to wall loss than apr. this is due simply to the fact that a given degree of wall loss will present a much smaller change in the air cross section (apr) than in the wall cross section (upr). the arrangement of piezoelectric sensors also provides a degree of circumferential resolution completely lacking in apr. finally, its main advantages with respect to apr are that it can detect cracks and od defects. controlled tests are currently underway to determine this technique’s level of accuracy. it should be noted, however, that apr is in fact probably more sensitive than upr to through-wall holes. these appear to upr simply as wall loss, whereas to apr they appear as a “short-circuit” to the external atmosphere and therefore present an entirely different signature than wall loss. the combine apr pr system in view of the above sections, it becomes clear that the capabilities of apr and upr are largely complementary. table i summarizes this by highlighting their relative strengths and weaknesses. a system was therefore developed that incorporates both techniques into the same probe pictured in ig. 3. the upr/apr probe rys. 3. sonda upr/apr defect apr upr through holes +++ + blockages +++ – pits + +++ erosion + +++ cracks – +++ dents +++ – tab e i. comparison of apr and upr capabilities tab ica i. porównanie możliwości apr i upr 68 przegląd spawalnictwa 12/2013 figure 3 above. some sample measurements are shown in the next subsection. samp e meas rements in this section we present several sample measurements taken on a heat exchanger mockup with tubes containing defects typically found in heat exchangers. the tubes were 3/4” carbon steel, with wall thickness of 0.083” and a length of 1.2 meters. some defects show up in both apr and upr modalities, though often more strongly in one than in the other. other defects show up in one of the two only. table ii shows the layout of the defects in the two tubes presented here. tube # distance flaw size flaw type detected by a 70 cm 60% 7/64” diameter od pit upr 100 cm 80% 5/64” diameter od pit upr 110 cm 0.052” through wall hole both b 65 cm 40% 3/16” diameter od pit under baffle plate upr 70 cm 10% internal blockage apr 100 cm 40% 0.01” wide, 1/2 long od circ. notch upr tab e ii. defects in several sample tubes tab ica ii. defekty pokazane na kilku próbach both apr and upr measurements from each tube in table ii are presented below along with a short discussion. tube a; apr and upr signals for this tube appear in figure 4. the apr signal reveals only the through hole located at 110 cm., having a strong signature that lasts till the reflection from the end of the tube. the upr signal shows all three defects, at 70, 100 and 110 cm. tube b: apr and upr signals for this tube appear in figure 5. measurements on both tubes are in accordance with the capabilities of each technique, as outlined above. evaluations on a larger scale are currently under way. ig. 4. apr (top) upr (down) signals from tubes a, with defects highlighted in light blue. rys. 4. apr (góra) upr (dół) sygnał z odczytu z rury a, z wadami wyróżnionymi kolorem niebieskim ig. 5. apr (top) upr (down), signals from tube b, with defects highlighted in light blue. the apr signal reveals the blockage located at 70 cm, again having a strong signature. the upr signal shows the remaining two defects at 65 and 100 cm. rys. 5. apr (góra) upr (dół), odczytany sygnał z rury b, z wadami wyróżnionymi kolorem niebieskim. sygnał apr ujawnia blokady znajdujący się na 70 cm, ponownie odczyt z widoczną silną sygnaturą. sygnał upr ujawnia pozostałe dwie wady na 65 i 100 cm. 69przegląd spawalnictwa 12/2013 conc sions pulse reflectometry offers many advantages in heat exchanger tube inspection compared to conventional traversing methods. while pulse reflectometry based on either acoustic waves or ultrasonic waves alone does not offer a comprehensive solution, using them in conjunction enables detection of the full range of heat exchanger tube defects, yet keeping inspection times down to an unprecedented 10 seconds per tube. this combined tool is therefore very promising. it is now being evaluated through extensive field tests. literat re [1] i. park, y. kim, s. park, y. ahn, d. gil, “application of ultrasonic guided wave to heat exchanger tubes inspection,” 17th world conference on nondestructive testing, shanghai, 2008. [2] e. s. morgan, “experience with the acoustic ranger – a sound method for tube inspection”, proceedings of asnt/csndt conference, niagara falls, 1979. [3] n. amir, u. shimony, and g. rosenhouse, “a discrete model for tubular acoustic systems with varying cross section— the direct and inverse problems. part 1: theory,” acustica, 81, pp. 50–462., 1995 [4] n. amir, o. barzelay, a. yefet, t. pechter, “condenser tube examination using acoustic pulse reflectometry”, j. eng. gas turbines power , volume 132, issue 1, 014501, doi:10.1115/1.3125302, 2010 [5] j. l. rose, ‘‘a baseline and a vision of ultrasonic guided wave inspection potential,’’ j. pressure vessel technology, 124, 273-282, 2002. [6] t. hayashi, m. murase, “defect imaging with guided waves in a pipe”, j. acoust. soc. am., 117(4), 2134-2140, 2005. 85 at miesi cznika na kowo-technicznego przeg ąd spawa nictwa 1 2 2013 r 201211_pspaw.pdf 12 przegląd spawalnictwa 11/2012 anthony murphy wpływ oparów metalicznych na spawanie łukowe, część 3: modelowanie łuku spawalniczego – wyniki. dymy spawalnicze the effects of metal vapour in arc welding, part 3: modelling of welding arc – results. welding fumes streszczenie w tej części artykułu przedstawiono wyniki oraz przewidywania obliczeniowego modelowania łuków spawalniczych, a także wpływ oparów metalicznych na parametry łuku. omówiono powstawanie pyłów wpływających na zdrowie spawacza. podsumowanie artykułu może być przydatne do tworzenia oprogramowania procesora źródła do sterowania stabilnością łuku, funkcjami ułatwiającymi spawanie i korekty błędów spawacza (reklamowanych w australii jako oprogramowanie urządzeń, myślących za spawacza) [198]. abstract the results and predictions of computational modeling of welding arcs and influence of metal vapour on arc parameters are presented in this part. the production of welding fume affecting the health of welder also is discussed. a summary of the article can be useful for developing software for intelligent processor control welding arc stability, weld assist functions and correction of errors welder advertised in australia as a software welders who think for a welder [198]. anthony b. murphy – csiro materials science and engineering, australia. modelowanie łuków spawalniczych obliczeniowe modelowanie łuków spawalniczych przeprowadza się przy użyciu sprzężonych równań różniczkowych cząstkowych (1÷7) [cz. 2 art.] wyrażających zasady zachowania: masy, pędu, energii oraz ładunku. uwzględnienie w obliczeniach granicy pomiędzy elektrodami a plazmą, wymaga odpowiedniego dobrania wewnętrznych warunków granicznych. ostatnio pojawiło się dużo prac na temat obliczeniowego modelowania plazm termicznych i wszystkie one dają dobry obraz stosowanych technik [5, 84, 134, 180]. większość modeli obliczeniowych łuku dotyczy spawania gtaw, pomimo że spawanie gmaw jest częściej stosowane. powód jest ten sam, jaki podano przy opisie doświadczeń – opis procesu spawania gtaw jest znacznie prostszy. w porównaniu z gmaw można założyć, że łuk będzie stabilny i nie rozpatruje się przejścia kropli, a katoda może być traktowana jako źródło emisji termoelektronów. modelowanie, które uwzględnia wpływ oparów metalicznych, dotyczyło głównie procesu gtaw. dopiero ostatnio zaczęto rozpatrywać ich znaczenie w modelowaniu łuku gmaw. przeczy to obserwacjom, że dużo więcej oparów metalicznych powstaje w łuku gmaw. modelowanie łuków w spawaniu gtaw gu. stworzył model, w którym badał wpływ oparów krzemu odparowujących z anody na właściwości łuku argonowego [109, 129, 166]. właściwości emisji promieniowania określił przy użyciu metody statystycznej crama [138]. we wcześniejszej pracy zakładał, że opary krzemu równomiernie rozkładały się w plazmie, co doprowadziło do spadku temperatury wskutek wzrostu emisji promieniowania [109]. model został następnie ulepszony i zawierał równanie na zachowanie masy składników dla oparów krzemu, początkowo z oszacowaną temperaturą powierzchni anody, a następnie z temperaturą anody obliczoną z uwzględnieniem przepływu w ciekłym metalu [129, 130, 166]. w celu uwzględnienia dyfuzji zastosowano metodę współczynnika dyfuzji quasi-binarnej. szybkość odparowywania krzemu z ciekłej anody została określona przy założeniu, że dyfuzja masy przez zastygłą 13przegląd spawalnictwa 11/2012 warstwę gazową, sąsiadującą z anodą, ograniczała tę szybkość. w obliczeniach uwzględniono wpływ anody oraz przepływ ciekłego metalu. wyniki podano dla prądu o natężeniu 200 a i łuku długości 10 mm parametrów odpowiednich dla spawania łukowego [129, 166]. kiedy temperatura ciekłego krzemu była obliczana bez uwzględniania oparów, szybkość odparowywania krzemu wynosiła ok. 3,5 mg s-1, a ułamek masowy krzemu miał wartość 8% na osi blisko anody, zmniejszając się gwałtownie do mniej niż 0,2% w odległości mniejszej niż 1 mm od anody [129]. obecność oparów krzemu zwiększyła przewodność elektryczną w obszarach poza osią, blisko anody, obniżając gęstość prądu oraz gęstość strumienia ciepła w kierunku anody. wskutek tego obniżyła się temperatura powierzchni ciekłej anody, a także zmniejszyło się napięcie łuku. wstępne wyniki podano także dla prądu o natężeniu 600 a i łuku o długości 183 mm, czyli parametrów stosowanych w obróbce minerałów [129, 130]. w tym wypadku silna emisja promieniowania związana z większym stężeniem krzemu spowodowała obniżenie temperatury łuku na tyle, by obniżyć jego przewodność elektryczną i zarazem doprowadzić do wzrostu napięcia łuku z powodu obecności oparów metalicznych. wyniki te pokazano na rysunku 16. można zauważyć, że nawet bardzo niskie stężenie krzemu, wynoszące mniej niż 0,01% mas., obniża napięcie z powodu podwyższonej przewodności elektrycznej. zjawiska związane z promieniowaniem są istotne tylko w przypadku stężenia powyżej ok. 0,1%. zmniejszenie napięcia z powodu zwiększonej przewodności elektrycznej, spowodowanej przez obecność oparów metali, towarzyszy zazwyczaj stężeniu masowemu oparów krzemu dochodzącemu do 5% powyżej 5% chłodzenie radiacyjne prowadzi do zwiększenia napięcia. menart i lin [156] oraz zhao [157] modelowali łuk argonowy gtaw z oparami miedzi odparowanymi z anody. obszar anody nie był traktowany samoistnie, zakładano najpierw konkretną temperaturę powierzchni i dopiero wyznaczano ciśnienie oparów miedzi. zhao posłużył się przybliżeniem współczynnika dyfuzji binarnej, który jest dokładny jedynie w temperaturze, w której zarówno miedź, jak i argon nie są zjonizowane – zawyża tym samym prędkość dyfuzji. z kolei menart i lin użyli nieco dokładniejszego przybliżenia lepkości. osiągnęli ułamek masowy oparów miedzi na poziomie ok. 0,1% blisko anody, który miał wpływ na obniżenie temperatury w tym obszarze. [zagadnienia te omówiono szerzej w cz. 2 art.]. gonzalez badał wpływ oparów żelaza w spawaniu łukowym gtaw z anodą z żelaza [159]. temperaturę na powierzchni anody obliczył bez uwzględniania przepływu w jeziorku metalu. posłużył się przybliżoną wartością współczynnika dyfuzji binarnej, więc prędkości dyfuzji oparów metalu i tym samym stężenia będą zawyżone. przewidział, że stężenia molowe oparów żelaza osiągną do 7% na osi w sąsiedztwie anody przy natężeniu prądu 200 a oraz do 60% w przypadku łuku argonowego przy 300 a, zmniejszając się do odpowiednio 1% i 5% w odległości 2 mm nad anodą. opary metaliczne doprowadziły do znaczącego ochłodzenia łuku z powodu wzrostu emisji promieniowania. doprowadziło to do spadku w strumieniu ciepła w kierunku anody i do zmniejszenia głębokości obszaru anody w temperaturze powyżej punktu topnienia żelaza. gonzalez użył podobnej metody w modelowaniu argonowego łuku gtaw z anodą z żelaza przy 90 a [63]. przewidywane stężenie masy oparów wyniosło w tym przypadku jedynie 0,7% w odległości 1 mm ponad anodą, zmniejszając się do 0,2% w obszarze położonym 3 mm ponad nią. jak wskazywano w części 1 artykułu na rysunku 2, przewidywane temperatury były zgodne z obliczeniami spektroskopowymi dla promienia mniejszego od 3 mm z rozbieżnością pojawiającą się na większych promieniach. okazało się, że obecność oparów metalicznych obniżyła temperaturę o 1500 k. lago badał wpływ oparów miedzi, żelaza i aluminium w łuku gtaw [158]. on także nie modelował przepływu w jeziorku metalu, lecz posłużył się ciśnieniem oparów żelaza na 1000 k, jako warunkiem granicznym na powierzchni anody. dyfuzja oparów żelaza została uwzględniona za pomocą przybliżenia lepkości. porównał dwa łuki argonowe przy 200 a – jeden w obecności oparów metali, a drugi bez. stężenie oparów żelaza blisko anody było bardzo wysokie, powyżej 40% (mol.), lecz zmniejszało się gwałtownie do mniej niż 1% w odległości ok. 1 mm ponad anodą. obecność oparów żelaza podniosła napięcie o 1,5 v, z powodu schłodzenia łuku spowodowanego zwiększonymi stratami radiacyjnymi, więc proporcjonalnie do tego zmniejszyło się również natężenie prądu. kiedy całkowity strumień ciepła w kierunku anody zmniejszył się z powodu obecności oparów metalicznych, gęstość strumienia ciepła na osi była prawie dwukrotnie rys. 16. obliczone napięcie kolumny łuku argonowego długości 183 mm przy 600 a i różnych stężeniach krzemu. uwzględniono: wpływ krzemu tylko na przewodność elektryczną, tylko na współczynnik emisji promieniowania oraz oba parametry równocześnie [129, 130] fig. 16. calculated arc column voltage for a 600 a, 183 mm long arc in argon, for different uniform concentrations of silicon. results taking into account the influence of silicon on only the electrical conductivity, on only the radiative emission coefficient and on both parameters are shown [129, 130] emisja promieniowania przewodność elektryczna obydwa zjawiska n ap ię ci e łu ku ( v) udział masowy krzemu 14 przegląd spawalnictwa 11/2012 większa, co wynika z wpływu temperatury i stężenia na przewodność elektryczną. przewodność elektryczna wzrosła z powodu obecności oparów metalu. jednak na większych promieniach wpływ niższej temperatury miał większy wpływ niż wzrost przewodności elektrycznej w danej temperaturze z powodu obecności oparów metalicznych. tashiro badał wpływ oparów żelaza na łuk w helu w spawaniu tig [149]. w bardzo uproszczonym obliczeniu założył jednakowe stężenie oparów żelaza w całym łuku. przewidział niższą temperaturę łuku spowodowaną stratami na promieniowanie i zmianami w przewodności elektrycznej oraz mniejszą gęstość strumienia ciepła w kierunku anody dla molowego stężenia oparów 5÷30%. yamamoto obliczył wpływ oparów żelaza na łuki spawalnicze tig w helu i argonie [160]. główną zaletą jego badań było to, że model badawczy uwzględniał przepływ w jeziorku metalu, co pozwoliło na dokładniejsze określenie temperatury powierzchni i lepsze oszacowanie ciśnienia oparów na powierzchni jeziorka. posłużył się m.in. przybliżeniem lepkości, by uwzględnić dyfuzję oparów metalu. jak można zaobserwować na rysunku 17, okazało się, że stężenie oparów metalu w łuku przy natężeniu prądu 150 a było znacznie większe dla helu niż argonu. podano wyniki 20 s po zajarzeniu łuku. okazało się, że stężenie oparów zwiększyło się gwałtownie w ciągu pierwszych 5 s, a następnie powoli osiągnęło stan stały [181]. wyniki pokazują, jak ważna jest temperatura jeziorka w określeniu stężenia oparów metalicznych. temperatura jest o ok. 500 k wyższa dla helu, ale prowadzi to do wzrostu w maksymalnym stężeniu molowym oparów żelaza z 0,2% do 7,0%, co wskazuje na potrzebę dokładnego określenia temperatury jeziorka. wpływ oparów żelaza na gęstość prądu i gęstość strumienia cieplnego na powierzchni anody, będącej materiałem roboczym pokazano na rysunku 17, zostały omówione przez murphy’ego [168]. stężenie oparów żelaza w łuku argonowym było zbyt niskie, by mieć wpływ na właściwości plazmy. gęstość strumienia ciepła i gęstość prądu na osi, były o połowę mniejsze w łuku i osłonie helu. było to spowodowane głównie wzrostem przewodności elektrycznej w niższej temperaturze, co znaczyło, że więcej prądu mogło przepłynąć przez chłodniejsze obszary na większych promieniach, prowadząc do mniejszej gęstości prądu blisko anody, a to z kolei wpłynęło na gęstość strumienia ciepła. obecność oparów metalu wpłynęła także na zmniejszenie temperatury łuku w osłonie helu blisko anody. przypisano to zwiększonej emisji promieniowania, a także zmniejszeniu się grzania z powodu niższej gęstości prądu. napięcie łuku zmalało z 19,9 v dla łuku w czystym helu do 18,5 v, gdy uwzględniono obecność oparów metalicznych. w następnych pracach yamamoto oraz tanaka badali wpływ kierunku przepływu w jeziorku na stężenie oparów w łuku [181, 182]. porównali materiały ze stali nierdzewnej o niskiej i wysokiej zawartości rys. 17. rozkład temperatury (po prawej stronie każdego grafu), rozkład części molowej oparów żelaza oraz wektory prędkości (lewa strona każdego grafu) w łuku i elektrodach w łuku spawalniczym gtaw przy 150 a w osłonie argonu i helu. wyniki podano dla anod ze stali nierdzewnej 304 po 20 s pracy. jeden stopień skali koloru odpowiada zmianie temperatury o: 2000 k w łuku, 200 k w katodzie wolframowej i 250 k w anodzie. w każdym przypadku podano maksymalne wartości udziału molowego oparów żelaza oraz napięcie łuku [160] fig. 17. temperature distribution (on the right-hand side of each plot) and iron vapour mole fraction distribution and velocity vectors (on the left-hand side of each plot) in the arc and electrodes for 150 a gtaw arcs in argon and helium. results are given for a 304 stainless steel anode after 20 s of operation. the temperature interval is 2000 k in the arc, 200k in the tungsten cathode and 250 k in the anode. the maximum values of the iron vapour mole fraction are given, as is the arc voltage in each case [160] rys. 18. rozkład temperatury (po prawej stronie każdego grafu), rozkład części molowej oparów żelaza oraz wektory prędkości (lewa strona każdego grafu) w łuku i elektrodach w łuku spawalniczym gtaw przy 150 a w osłonie helu, po 20 s pracy. wyniki podane są dla anod ze stali nierdzewnej 304 o niskiej zawartości siarki (lewa strona) i wysokiej zawartości siarki (prawa strona). jeden stopień skali koloru odpowiada zmianie temperatury o: 2000 k w łuku, 200 k w katodzie wolframowej i 250 k w anodzie. w każdym przypadku podano maksymalne wartości ułamka molowego oparów żelaza. reprodukcja za zgodą john wiley and sons [181] fig. 18. temperature distribution (on the right-hand side of each plot) and iron vapour mole fraction distribution and velocity vectors (on the left-hand side of each plot) in the arc and electrodes for 150 a gtaw arcs in helium after 20 s of operation. results are given for low-sulfur 304 stainless steel (left-hand plot) and high-sulfur 304 stainless steel (right-hand plot) anodes. the temperature interval is 2000 k in the arc, 200 k in the tungsten cathode, and 250 k in the anode. the maximum values of the iron vapour mole fraction are given in each case. reproduced with permission from john wiley and sons [181] od le gł oś ć od o si od le gł oś ć od o si promień, mm promień, mm promień, mm promień, mm promień, mm promień, mm promień, mm promień, mm 15przegląd spawalnictwa 11/2012 siarki. w pierwszym przypadku napięcie powierzchniowe maleje wraz ze wzrostem temperatury, a w drugim – wzrasta wraz z temperaturą. w stali o niskiej zawartości siarki efekt marangoniego prowadzi do przepływu w jeziorku, który wychodzi promieniowo na zewnątrz i osiowo do góry, do centralnego obszaru. dla stali o wysokiej zawartości siarki przepływ następuje promieniowo do środka, a osiowo w dół do centralnego obszaru. w przypadku stali o wysokiej zawartości siarki jeziorko jest głębsze i promieniowo węższe oraz ma wyższą maksymalną temperaturę, prowadzi to do wyższego stężenia oparów nad centrum jeziorka, ale również do gwałtowniejszego spadku wzdłuż promienia. wyniki te pokazują, jak duże jest znacznie jeziorka (rys. 18). kolejnym potwierdzeniem znaczenia dokładnych pomiarów temperatury jeziorka są obliczenia stężenia oparów żelaza w łuku argonowym i helowym dla anody ze stali nierdzewnej o niskiej zawartości siarki w zależności od czasu [182]. gdy po zapaleniu łuku temperatura na powierzchni jeziorka wzrasta, stężenie oparów metali również rośnie. dla łuku argonowego maksymalne stężenie molowe oparów żelaza wzrosło od 0÷0,25% wraz ze wzrostem temperatury z 1800÷2200 k. w przypadku łuku helowego stężenie oparów żelaza wzrosło z 4% do 7% wraz ze wzrostem temperatury z 2550 do 2700 k. czynnikiem mającym największy wpływ na stężenie oparów żelaza jest temperatura jeziorka spawalniczego. stosunkowo mała różnica temperatury może prowadzić do bardzo dużych różnic w stężeniu. należy zauważyć, że obliczone stężenie w helu jest zgodne ze zmierzonym przez terasaki (rys. 5 w cz. 1 art.) [27]. yamamoto badał także powstawanie oparów różnych metali (żelaza, chromu, manganu) z materiału roboczego ze stali nierdzewnej [183]. osobno badał różne opary metali, nie próbując, jak wpływają na siebie wzajemnie. wagowy skład stali nierdzewnej wyglądał następująco: 80,5% fe, 18% cr oraz 1,5% mn. pomimo tego, opary wszystkich trzech metali miały podobne stężenie, przy czym stężenie manganu było najwyższe. wynika to z jego mniejszego punktu wrzenia, czego skutkiem jest wyższe ciśnienie oparów w temperaturze powierzchni jeziorka. iwao przedstawił badania impulsowego procesu gtaw [148]. spawanie impulsowe umożliwia kontrolę przenoszenia ciepła oraz pozwala zwiększyć prędkości spawania. wyniki pokazują znaczenie przepływu konwekcyjnego z katody w rozmieszczaniu się oparów metalicznych w łuku. prędkość przepływu konwekcyjnego jest większa w szczytowych okresach prądu, co powoduje kurczenie się obszaru wraz ze stężeniem oparów żelaza w kierunku anody. iwao zawarł w swojej pracy także model śledzenia absorpcji promieniowania w plazmie. podsumowując, zgodnie z wynikami przeprowadzonych doświadczeń, stężenie oparów metali w spawaniu gtaw, w osłonie argonu jest zazwyczaj małe, nie przekracza 1%. do wyjątków należą prace lago [158] i gonzaleza [159] dotyczące anody z żelaza, w których przewidywano znacznie wyższe stężenie. niski poziom oparów metalu prowadzi do wzrostu przewodności elektrycznej w obszarach chłodniejszych poza osią, blisko anody. prowadzi to do zmniejszenia gęstości prądu oraz gęstości strumienia ciepła blisko centrum anody. wyższe stężenie oparów metalu prowadzi do strat radiacyjnych. w obu przypadkach temperatura łuku ma tendencję spadkową. z powodu wyższej temperatury jeziorka stężenie oparów metalicznych w łuku helowym jest znacznie większe niż w łuku argonowym, przy tym samym prądzie. wpływ oparów metalicznych na napięcie łuku zależy od ich stężenia. jak wspomniano wcześniej, omawiając pracę gu, widoczne są dwa główne zjawiska, wynikające z zależności przewodności elektrycznej od stężenia oparów metalicznych i temperatury (rys. 7d w cz. 2 art.) [166]. w przypadku niskiego stężenia oparów metali, zwiększona przewodność elektryczna, spowodowana obecnością oparów w niskiej temperaturze, dominuje i napięcie maleje. przy wysokim stężeniu zwiększona emisja promieniowania chłodzi łuk i zazwyczaj przewodność elektryczna maleje wraz ze spadkiem temperatury, a tym samym napięcie łuku wzrasta. modelowanie łuku w procesie gmaw w nielicznych pracach na temat modelowania rozpatrywano wpływ oparów metali na łuk gmaw, pomimo znaczących dowodów świadczących o tym, że opary metaliczne mają bardzo znaczny wpływ na właściwości łuku. etemadi badał odparowywanie miedzi z górnej elektrody jarzącego się swobodnie łuku [184]. biegunowość łuku była taka sama jak w spawaniu gtaw, tzn. górna elektroda była katodą. niemniej jednak, obecność źródła oparów metalicznych na szczycie łuku oznacza, że istnieją silne podobieństwa do spawania gmaw. założono, że szybkość powstawania oparów wynosiła 1 mg • s-1 począwszy od wierzchołka katody. użyto współczynnika dyfuzji binarnej, co spowodowało duże zawyżenie prędkości dyfuzji wysokiej temperaturze blisko katody (rys. 10 w cz. 2 art.). niemniej jednak, przepływ konwekcyjny dominuje w tym obszarze, więc rozkład oparów miedzi powinien być wiarygodny. poważniejszy problem stanowi pominięcie przez etemadiego promieniowania z oparów miedzi, ponieważ posłużył się on współczynnikiem emisji promieniowania argonu. co więcej, wydaje się, że wpływ źródła oparów metali nie był brany pod uwagę w równaniu na zachowanie masy. autor w swojej pracy przewidział, że przewodność elektryczna wzrośnie z powodu wysokiego stężenia miedzi (między 0,8 udziału masowego na katodzie a 0,15 na anodzie na osi), co doprowadziło do większego zaciskania łuku i tym samym podniosło temperaturę w rdzeniu łuku, ale obniżyło ją na krawędziach. 16 przegląd spawalnictwa 11/2012 użycie współczynników emisji promieniowania argonu oznacza, że pominięto znaczące chłodzenie promieniowaniem, spowodowane obecnością miedzi. ponadto dodatkowe pominięcie członu źródłowego na masę oparów metalicznych w równaniu na zachowanie masy oznacza, że wyniki mogą nie być wiarygodne. schnick przedstawił wyniki obliczeń wpływu oparów żelaza w spawaniu łukowym gmaw [150]. założył stałą prędkość odparowywania anody z drutu, a do równań na ciągłość masy i oparów metali włączył człon źródłowy dla oparów metalu. posłużył się metodą współczynnika wspólnej dyfuzji, co umożliwiło dokładne obliczenia przenoszenia oparów żelaza w związku z dyfuzją. silne stężenie oparów żelaza blisko osi łuku pojawiło się z powodu gwałtownego przepływu konwekcyjnego w dół. zjawiska rozdziału miały wpływ na stężenie oparów metali na obrzeżach łuku i minimalnie w obszarze przejściowym. najbardziej zaskakującym wynikiem było przewidywanie minimalnej temperatury na osi łuku (rys. 19). minimalnej temperaturze towarzyszyła minimalna gęstość prądu na osi. przy obliczaniu założono, że napływ zimnego argonu odbywa się z tą samą szybkością co napływ oparów metalicznych i napływ argonu albo z przewodnością elektryczną, albo współczynnikiem emisji promieniowania mieszaniny argonu i żelaza. wykazano, że to właśnie intensywna emisja promieniowania przez opary żelaza spowodowała minimalną temperaturę. schnick przedstawił analizę wpływu szybkości odparowywania i współczynników emisji promieniowania na wyniki badań [72]. zastosował te same metody, co w poprzedniej pracy [150]. wyliczone współczynniki emisji promieniowania dla żelaza różnią się o czynnik ok. 100. ma to duży wpływ na przewidywane temperatury na osi, ale we wszystkich przypadkach można zaobserwować centralne minimum temperatury przy szybkości odparowywania wynoszącej 1% prędkości podawania drutu. jedynie wtedy, kiedy prędkość parowania została obniżona do nierealistycznie niskiego poziomu 0,1% – centralne minimum temperatury zniknęło. schnick porównał także przewidywania swoich modeli zarówno z obrazami z szybkiej kamery, jak i temperaturami zmierzonymi przez zielińską [42]. okazało się, że możliwe jest uzyskanie dobrej zgodności, jeżeli przyjmie się odpowiednio wysoką szybkość parowania. w szczególności, możliwe jest odtworzenie stożkowatego kształtu centralnego obszaru luminescencyjnego. interesujące jest, że przy dużej szybkości parowania pojawia się odwrócony przepływ na osi łuku, kierujący się w górę od materiału roboczego wskutek silnego chłodzenia centralnych obszarów łuku. haidar wykonał ostatnio obliczenia wpływu oparów żelaza na łuk spawalniczy gmaw [162]. posłużył się danymi dla anody w kształcie drutu o temperaturze powierzchni otrzymanej z modelowania łuku gmaw w czystym argonie [175]. szybkość parowania oparów metalu obliczył przy użyciu równania hertzaknudsena-langmuira (23). w równaniach na zachowanie masy i zachowanie energii uwzględnił wpływ źródła oparów metalu. pominął dyfuzję oparów metalu, więc rozkład zostało określony jedynie za pomocą przepływu konwekcyjnego. wpływ oparów żelaza na emisję promieniowania został także pominięty, dlatego trudności w uzyskaniu zbieżności świadczą o tym, że przepływu i właściwości termodynamiczne w mieszaninach o zawartości oparów żelaza większej niż 25% przyjęto takie, jak właściwości dla 25% oparów żelaza. porównano rozkłady temperatury, w których pominięto źródło oparów żelaza oraz w których wzięto je pod uwagę. w tym drugim przypadku przewidziano minimalną temperaturę na osi. rozkłady temperatury uzyskane dla plazmy w czystym argonie, ale zawierające źródło zimnego argonu z drutu anody, okazały się podobne do uzyskanych dla plazmy w oparach argonu i żelaza. odkryto, że to napływ zimnego gazu (niezależnie czy oparów metalicznych, czy argonu) miał największy wpływ na to chłodzenie; jest to więc jeden z najważniejszych efektów. pomijanie wpływu oparów metali na emisję promieniowania jest poważnym mankamentem modelu haidara, ale pomimo tego, zaletą jego pracy jest zakładanie bardziej realistycznych kształtów drutu anody i bezpośrednie obliczanie szybkości parowania. wyniki potwierdzają wnioski schnicka, który twierdzi, że opary metali mogą znacząco obniżyć temperaturę centralnego obszaru łuku spawalniczego gmaw [72, 150]. jednakże twierdzenie haidara, że napływ zimnego argonu jest ważny, nie zgadza się z wynikami schnicka, który uważa, że skutki chłodzenia wywołanego napływem zimnego gazu są małe w porównaniu z tymi, jakie wywołuje silna emisja promieniowania z oparów żelaza [72, 150]. należy zauważyć, że przepływ zimnego gazu użytego przez haidara w większości jego obliczeń, wynoszący 0,07 g•s-1, rys. 19. rozkład stężenia oparów metalicznych, temperatury oraz wektorów przepływu w łuku argonowym przy 250 a i przy założeniu, że opary żelaza powstały na anodzie drutu przy szybkości 0,015 g s-1, odpowiadającej 1% prędkości podawania drutu. wymiary złącza: 15 mm poziomo i 10 mm pionowo [150] fig. 19. distribution of metal vapour concentration and temperature, and flow vectors, for a 250 a arc in argon assuming iron vapour is produced at the wire anode at a rate of 0.015 g s−1, corresponding to 1% of the wire metal feed rate. the dimensions are 15 mm horizontally by 10 mm vertically [150] udział prędkość ciecz 17przegląd spawalnictwa 11/2012 jest ok. 5x większy od, użytego przez schnicka. analogicznie – udział masowy oparów żelaza jest także większy, osiągając 100% w niektórych obszarach łuku. haidar przedstawił również wyniki dla napływu zimnego argonu z szybkością 0,0175 g • s-1, które są podobne do uzyskanych przez schnicka. w tym przypadku jednak haidar dowiódł, że nadal na osi występuje minimum rozkładu temperatury, choć nie jest ono głęboki. temperatura na osi łuku jest o nie więcej niż 2000 k mniejsza od temperatury maksymalnej. istnieją co najmniej dwa czynniki odpowiedzialne za te rozbieżności. pierwszym z nich jest pomijanie dyfuzji w modelu haidara, co prowadzi do zawyżenia chłodzenia. drugi czynnik to różne rozkłady źródeł oparów żelaza przyjęte w tych dwóch modelach (model schnicka to tylko oszacowanie). może to prowadzić do błędnych opisów przepływu w łuku. pewne dowody świadczące o znaczeniu rozkładu przepływu zostały przedstawione eksperymentalnie w spawaniu łukowym gtaw w argonie przy prądzie 500 a. w doświadczeniu tym skutki dodatkowego przepływu argonu przez otwór o średnicy 0,8 mm w katodzie zostały zmierzone spektroskopowo [185]. dodatkowy przepływ argonu (0,014 g • s-1) doprowadził do schłodzenia centralnego obszaru łuku. temperatura, która wynosiła powyżej 20 000 k bez dodatkowego przepływu, spadła poniżej 15 000 k na promieniach poniżej 0,5 mm. wskutek gwałtownego napływu zimnego gazu zaobserwowano duże odstępstwa od stanu lrt (lokalna równowaga termodynamiczna) w tym obszarze. względne skutki bezpośredniego chłodzenia napływu oparów metali z anody oraz promieniowania można porównać do warunków opisanych przez schnicka [150]. w przypadku szybkości parowania wynoszącej 0,015 g • s-1, moc potrzebna do odparowania żelaza wynosi 93 w, dodatkowa moc 410 w jest potrzebna do podgrzania żelaza z punktu wrzenia wynoszącego 3023 k do 15 000 k (maksymalna temperatura panująca w łuku przy 250 a). można to porównać z obliczoną emisją promieniowania z łuku wynoszącą 2030 w. w tych warunkach emisja promieniowania dominuje nad efektem chłodzenia napływu oparów. przy większej szybkości parowania ważniejszy staje się efekt chłodzenia, choć określenie ilościowe nie będzie łatwe, ponieważ większe stężenie oparów metali powoduje wzrost współczynnika emisji promieniowania dla podanej temperatury, a z kolei temperatura łuku będzie niższa, co spowoduje spadek zarówno mocy wymaganej do ogrzania oparów metali, jak i emisji promieniowania. na podstawie danych uzyskanych z modeli łuków spawalniczych gmaw można stwierdzić, że opary metaliczne wydobywające się z anody w kształcie drutu mają bardzo duży wpływ na właściwości łuku. mogą powodować pojawienie się minimum rozkładu temperatury oraz minimum gęstości prądu na osi łuku. jak można się spodziewać, ten duży spadek temperatury i gęstości prądu będzie miał ogromny wpływ na przepływ ciepła do materiału roboczego, o czym należy pamiętać przy modelowaniu spawania łukowego. dymy spawalnicze określenia dymy spawalnicze używa się do opisu małych cząstek i ich skupisk, które powstają podczas spawania łukowego. cząstki, zazwyczaj o submikrometrowych rozmiarach, są na tyle małe, by utrzymać się w powietrzu. mogą tym samym dostać się do układu oddechowego człowieka i spowodować problemy zdrowotne. znacznie więcej dymów powstaje w czasie spawania gmaw niż gtaw. dymy powstają w wyniku nukleacji, a następnie wzrostu cząstek z oparów metalicznych w plazmie łuku. opary metali mogą wydobywać się z jeziorka spawalniczego, z kropli (zarówno przed, jak i po oderwaniu się z drutu elektrody) w spawaniu gmaw oraz z odprysków. uznano, że dymy składają się częściowo z małych odpryskowych kropli [186, 187]. ponieważ istnieje związek pomiędzy ilością odprysków a szybkością powstawania dymów spawalniczych wraz ze zmianą parametrów dostępne są wyniki wskazujące, że odpryski wywołują 6÷35% dymów [188], wydaje się mało prawdopodobne, by odpryski mogły mieć znaczący i bezpośredni udział w tworzeniu się dymów. istotne jest natomiast, że niektóre z kropli odpryskowych są na tyle małe, by móc unosić się w powietrzu i dostać się do układu oddechowego człowieka (mniej niż 20 µm). przeprowadzone pomiary wskazały, że stężenie kropli odpryskowych jest wiele rzędów wielkości mniejsze od stężenia submikrometrowych cząstek dymów [189]. wybrane wyniki wskazują, że to właśnie gwałtowne utlenianie cząstek odpryskowych tworzy dymy [186, 190]. ta hipoteza została oparta na podstawie wykrycia kropli odpryskowych, które były porowate i najwidoczniej utlenione. zaobserwowano również, że lepszy gaz osłonowy łuku redukuje ilość dymów. jednakże, jenkins i eagar przeprowadzili doświadczenia i obliczenia, które wskazały, że jedynie krople odpryskowe większe niż 2 mm mogą utlenić się i wytwarzać ogromną ilość dymów, a jednocześnie tak duże krople nie tworzą znaczącej części odprysków [191]. tym bardziej prawdopodobne wydaje się, że duża ilość dymów tworzy się z oparów metalicznych. opary metali będą wówczas występować w postaci atomów lub jonów w centralnych obszarach łuku o wysokiej temperaturze oraz ulegną krzepnięciu na materiale rodzimym, tym samym nie będą brały udziału w powstawaniu dymów [165]. deam oszacował, że w zależności od szybkości podawania drutu elektrody, między 16% a 80% oparów metalicznych ulegnie kondensacji podczas spawania gmaw [187]. pozostałe opary w wyniku konwekcji i dyfuzji zostaną przeniesione do chłodniejszych, krańcowych obszarów łuku. kiedy wraz z temperaturą ciśnienie pary nasyconej oparów gwałtownie maleje, opary metali stają się przesycone i zachodzi nukleacja, powodując tworzenie nanocząstek metali. w obecności tlenu molekuły tlenków metalu mogą również powstawać w fazie gazowej, a następnie nukleować, powodując powstawanie nanocząstek tlenków 18 przegląd spawalnictwa 11/2012 metalu. te nanocząstki wzrastają przez kondensację i w wyniku kolizji tworzą większe cząstki lub ich łańcuchy. utlenianie pojawia się na pewnym etapie całego procesu, więc dymy zazwyczaj składają się z tlenków metalu. cząstki dymów mają średnicę aerodynamiczną poniżej 500 nm, przez co zachodzi duże prawdopodobieństwo odkładania się ich w tych częściach płuc, gdzie szybki mechanizm oczyszczania nie jest efektywny. skład chemiczny zależy od spawanych stopów. w przypadku stali nierdzewnej głównymi składnikami są tlenki żelaza, chromu, manganu i niklu. wykazano, że wszystkie składniki dymów mają negatywny wpływ na zdrowie, jednak chrom (zwłaszcza sześciowartościowy) oraz nikiel są szczególnie niebezpieczne [192]. dostępna jest literatura na temat wpływu dymów na zdrowie człowieka, włączając w to wiele badań epidemiologicznych oraz na zwierzętach i opracowań przeglądowych [192, 193]. prezentowane są również badania na temat ograniczenia ekspozycji oraz zmiany parametrów w procesie spawania, składu gazu osłonowego, wentylacji, projektu i składu chemicznego elektrod, itp. [186, 193, 194]. wyniki obliczeń prędkości powstawania dymów spawalniczych są podstawowe. w znacznej części zawierają oszacowania inżynieryjne dotyczące temperatury kropli oraz szybkości parowania (np. [187, 188, 195]). haidar rozwinął spójny, dwuwymiarowy model obliczeniowy powstawania kropli w gmaw, umożliwiający przewidywanie kształtu kropli i temperatury, co z kolei pozwala na oszacowanie szybkości parowania [175]. tashiro natomiast zrobił ogromny postęp w tworzeniu modeli powstawania dymów [196]. posłużył się on dwuwymiarowymi obliczeniowymi modelami gmaw i gtaw, by określić temperaturę jeziorka spawalniczego, a w gmaw temperaturę kropli. umożliwiło to określenie stężenia oparów w łuku. posłużył się również dwuwymiarowym podmodelem śledzącym nukleację nano-cząstek z oparów, a następnie kondensację oparów w cząstki i kolizji cząstek. istotne jest, że podejście to pozwala na rozróżnienie pomiędzy koalescencją (tworzeniem większej cząstki) a aglomeracją (tworzeniem łańcucha osobnych cząstek) zderzających się cząstek. takie podejście umożliwia przewidywanie rozmiaru i kształtu cząstek dymów powstałych w różnych obszarach łuku. przewidywania porównano z wynikam pomiarów cząstek dymu i otrzymano w miarę dobrą zgodność. istnieje jeszcze wiele „ulepszeń”, które można by wprowadzić do przyszłych badań. przykładem może być włączenie do modelu reakcji utleniania lub rozróżniania pomiędzy koalescencją i aglomeracją w zależności od tego czy temperatura jest powyżej, czy poniżej temperatury topnienia przy uwzględnieniu skutków dyfuzji w stanie stałym [197]. niemniej, praca tashiro jest znaczącym krokiem w kierunku całkowitego zrozumienia procesu powstawania dymów spawalniczych z oparów metali [196]. omówienie i wnioski powstawanie oparów metali jest bardzo ważnym zjawiskiem w procesie spawania łukowego. udany proces spawania zależy od topienia materiału rodzimego, co oczywiście spowoduje powstanie choćby niewielkiej ilości oparów metalicznych. ilość oparów będzie jednak zależeć od temperatury i powierzchni jeziorka spawalniczego zarówno w spawaniu gtaw, jak i gmaw, a także od drutu elektrody i kropli w gmaw. ilość oparów można zredukować przez obniżanie natężenia prądu łuku i zmienianie innych parametrów, co spowoduje obniżenie temperatury stopionych obszarów metalu. takie działanie powoduje jednak obniżenie efektywności spawania. pomiary i obliczenia wskazują, że opary metali mają większy wpływ na spawanie gmaw niż gtaw. są ku temu dwa powody. po pierwsze, spowodowane jest to faktem, że wierzchołek drutu elektrody i krople znajdują się w wyższej temperaturze niż jeziorko spawalnicze, a wykładnicza zależność ciśnienia oparów od temperatury prowadzi do większego stężenia oparów metalu. po drugie, silny przepływ konwekcyjny z drutu elektrody oznacza, że opary metali są silnie skoncentrowane w obszarach centralnych łuku. w przeciwieństwie do tego, przepływ blisko jeziorka jest przeważnie bezpośrednio skierowany promieniowo na zewnątrz, więc stężenie oparów metalicznych pochodzących z jeziorka spawalniczego zazwyczaj występuje z dala od centralnych obszarów. w konsekwencji zróżnicowania w stężeniu i rozkładzie oparów metali w gmaw i gtaw, znaczenie mechanizmów fizycznych, przez które opary wpływają na właściwości łuku, także się różni. jak wspomniano, nawet niskie stężenie oparów metali ma duży wpływ na dwie termofizyczne właściwości: współczynnik emisji promieniowania i przewodność elektryczną. wpływ na przewodność elektryczną jest najważniejszy w niskiej temperaturze, w szczególności nawet 1% oparów metali oznacza, że plazma będzie przewodzić w temperaturze zaledwie 4000 k – bardziej niż 7000 k dla plazmy w argonie. to znaczy, że główny wpływ oparów metali powstałych w gtaw (które zazwyczaj obecne są w obszarach blisko anody, gdzie jest niższa temperatura) zwiększa obszary przewodności do wyższego promienia. ma to wpływ na obniżenie gęstości prądu i tym samym gęstości przepływu ciepła blisko centrum anody. opary metali zwiększają współczynnik emisji promieniowania we wszystkich wartościach temperatury obserwowanych w łuku, a wzrost ten jest w przybliżeniu proporcjonalny do stężenia oparów metali. zatem główny wpływ oparów w gmaw to wzrost emisji promieniowania z centralnych obszarów łuku, a tym samym ochłodzenie tego obszaru. prowadzi to do powstania charakterystycznego wyglądu łuku w gmaw, jaki można zobaczyć na rysunku 3 (cz. 1 arty.), w którym jasny centralny obszar zdominowany przez promieniowanie oparów metali otoczony jest argonem, mającym nawet wyższą temperaturę niż obszar centralny. 19przegląd spawalnictwa 11/2012 obecność oparów metali zazwyczaj prowadzi do spadku temperatury łuku, co jest spowodowane zarówno wzrostem przewodności elektrycznej, jak i wzrostem emisji promieniowania. wpływ oparów na napięcie łuku, jak wcześniej wskazano, nie jest do końca jasny. zwiększona przewodność elektryczna prowadzi zazwyczaj do zmniejszenia napięcia, ale spadek temperatury związany z silną emisją promieniowania przynosi przeciwny efekt (ponieważ przewodność zwiększa temperaturę). jak pokazano na rysunku 16, napięcie ma tendencję spadkową w przypadku niskiego stężenia oparów metali oraz może wzrastać przy większym stężeniu. pomimo tego, że najważniejsze skutki obecności oparów metali w łukach spawalniczych są w zasadzie dobrze znane, to nadal pozostaje do wyjaśnienia wiele kwestii. na polu doświadczalnym istnieje cały czas ogromne pole do dalszych badań, zwłaszcza jeśli chodzi o łuk gmaw. cały czas pozostaje nierozwiązana kwestia stężenia oparów metali. valensi [46] mierzył stężenie wynoszące poniżej 1% w przeciwieństwie do znacznie większego, jakie wyznaczyli goecke [50] i rouffet [44], oraz stężeń przewidzianych w modelach [72, 150, 162, 184]. wpływ, jaki może mieć skład gazu osłonowego na stężenie oparów metali, także wymaga dalszych badań. pomiary wskazują, że napięcie początkowo spada, kiedy dwutlenek węgla jest dodany do argonu, ale następnie podnosi się, wraz ze wzrostem stężenia dwutlenku węgla. może mieć to związek ze zmianami w stężeniach oparów metali, ale jako mechanizm sugerowano także powstawanie izolacyjnej warstwy na powierzchni elektrody [46, 49]. nie jest pewne, czy w centralnym obszarze zdominowanym przez opary metaliczne występuje lrt. istnieją pewne dowody na to, że gwałtowny przepływ oparów w ten obszar prowadzi do odstępstw od lrt. potrzebne są dalsze badania przy użyciu technik, które nie wymagają obecności lrt, takich jak rozpraszanie laserowe czy metody spektroskopowe oparte na poszerzeniu linii widmowych. opracowano bardzo wiele różnych procesów spawalniczych gmaw i gtaw (dc, ac, pulsujący, krótkiego łuku, różnej biegunowości) i dopiero ostatnio poczyniono wysiłki w celu lepszego zrozumienia roli oparów metalu w wielu z tych procesów. istnieje również ogromna różnorodność w składzie drutu z różnymi stopami stali, różnymi metalami i drutami z rdzeniem z tlenkami itp. przeprowadzono natomiast bardzo mało badań na temat wpływu składu drutu na powstanie oparów metalicznych, np. nadal nie jest wyjaśniony wpływ oparów metali lekkich w spawaniu gmaw. tylko w jednej pracy dowiedziono, że nie pojawia się żadne minimum rozkładu temperatury, jeśli użyta jest anoda z drutu aluminiowego [70]. pojawia się także pytanie, od którego momentu opary metali zaczynają mieć istotny wpływ na właściwości łuku. w jednej pracy dotyczącej łuku spawalniczego gtaw podjęto próbę wyjaśnienia tej kwestii, ale bez wyraźnych rezultatów [65]. cenne byłoby tutaj dokładne zbadanie, jaki wpływ ma natężenie prądu w łuku i inne parametry na rozkład oparów metali i temperaturę. pomimo że przeprowadzono wiele badań polegających na modelowaniu, w których badano wpływ oparów metali w łukach spawalniczych, to nie zostały opublikowane żadne konkretne prace. idealny model wymagałby dokładnych obliczeń członu źródłowego oparów metali, dyfuzji oparów w plazmie oraz wpływu oparów metali na właściwości termodynamiczne plazmy. wszystkie te kwestie zostały wcześniej szczegółowo omówione. teraz podsumowane zostaną tylko najważniejsze. określenie członu źródłowego oparów metali jest zasadnicze w obliczaniu ilości oparów w łuku. wymagane są przy tym: dokładne określenie temperatury powierzchni obszarów ciekłego metalu oraz określenie szybkości odparowywania przy podanych wartościach temperatury. sama temperatura jest funkcją szybkości odparowywania przez wpływ parowania chłodzącego (w obu przypadkach bezpośrednio, a w przypadku gmaw – przez przekaz energii do jeziorka przez krople). jak już wspomniano w części 2, aby określić temperaturę ciekłego metalu, potrzebne są: spójny model łuku i elektrod, który uwzględnia przepływ płynu w jeziorku, a w przypadku gmaw – kształt kropli. zwykłe metody służące do określenia szybkości powstawania oparów oparte są na warunkach granicznych wyznaczonych na podstawie ciśnienia oparów ciekłego metalu na granicy między metalem a plazmą lub wykorzystujące obliczenia wynikające wprost z równania hertza-langmuira-knudsena. zaletą tej drugiej metody jest to, że umożliwia ona określenie członów źródłowych wymaganych w równaniach na zachowanie masy i energii. jak wykazał haidar, jest to ważne w przypadku dużej szybkości parowania w spawaniu gmaw [162], choć będzie to mniej znaczące w spawaniu gtaw. w części 2 wspomniano o tym, że równanie hertza-langmuira-knudsena jest jedynie przybliżeniem i aby lepiej zrozumieć obszar graniczny, należy stworzyć lepszy model. dyfuzja oparów metali jest najlepiej uwzględniona przy użyciu metody współczynnika połączonej dyfuzji, która jest równoważna pełnemu wieloskładnikowemu podejściu przy założeniu stanu lrt. jak pokazano w części 2 artykułu, inne metody są niedokładne i dlatego dają tylko przybliżone wyniki. może to być częściowo uzasadnione, jeśli konwekcja jest dominującym mechanizmem przenoszenia, jak ma to miejsce w obszarze centralnym łuku w spawaniu gmaw. niemniej jednak, metoda połączonego współczynnika dyfuzji jest niewiele trudniejsza do zastosowania niż metody przybliżone, więc nie ma powodu, by jej nie stosować. w części 2 artykułu, podane w literaturze wartości właściwości termodynamicznych i przenoszenia są zazwyczaj bardzo spójne. istnieją możliwości poprawienia dokładności współczynników przenoszenia dzięki zastosowaniu dokładniejszych potencjałów intermolekularnych, ale nie jest to główne 20 przegląd spawalnictwa 11/2012 źródło występowania niedokładności w modelach obliczeniowych. bardziej znaczące są rozbieżności pomiędzy współczynnikami emisji promieniowania podanymi w literaturze, wynoszą więcej niż jeden rząd wielkości (rys. 15 w cz. 2 arty.). schnick wykazał, że różne wartości mają duży wpływ na obliczoną temperaturę w łuku spawalniczym gmaw [72]. w łuku spawalniczym gtaw skutki tych rozbieżności będą słabsze, ponieważ promieniowanie nie jest tak istotną kwestią. iwao pokazał, że samoabsorpcja promieniowania może być ważna przy użyciu metod uproszczonych, tak więc warto byłoby zastosować metodę bardziej wyszukaną, np. metodę charakterystyk częściowych [148]. ostatnia kwestia dotyczy usunięcia oparów metali z plazmy łukowej. opary mogą być przenoszone na obrzeża, mogą nukeować i kondensować, tworząc cząstki stałe (dymy spawalnicze) lub mogą ponownie skondensować się na elektrodzie. badania dotyczące tworzenia się dymów pokazują, że duże cząstki metali odkładane są na elektrodach (np. [165,187]). nie powstał do tej pory model obliczeniowy, który w pełni odpowiadałby na pytanie, jak najlepiej sobie z tym poradzić. haidar zakładał, że wszystkie opary metali w gmaw, które szybko dotarły do obszaru powyżej materiału roboczego – były skondensowane [162]. takie podejście jest przydatne, ale wymaga jeszcze udoskonalenia, jeśli zakładamy, że jeziorko jest ciekłe. praca tashiro dotycząca powstawania dymów spawalniczych sugeruje metody, w których oblicza się usunięcie oparów przez nukleację i następnie kondensację na cząstkach stałych [196]. podsumowując, powstawanie, przenoszenie i usuwanie oparów metali w łukach spawalniczych są tematami, które przyciągnęły uwagę wielu badaczy. w przeszłości koncentrowano się głównie na gtaw, jednak postępy, jakie w ostatnich latach dokonały się na polu doświadczalnym, obliczeniowym i teoretycznym pozwoliły podjąć wyzwanie, jakim jest spawanie gmaw. jest jeszcze wiele kwestii do rozwiązania, jedną z najważniejszych jest stężenie oparów metali w łuku spawalniczym gmaw. ponieważ obecność oparów metali ma wpływ na przenoszenia ładunku i energii do jeziorka, ma też czasem bardzo duży wpływ na jego głębokość i kształt. przegląd, którego tutaj dokonano, miał za zadanie wskazać główne wyniki przeprowadzonych badań, mankamenty zastosowanych do tej pory technik oraz pokazać obszary, które wymagają dalszych badań. możliwe, że niniejsze opracowanie zachęci do dalszych prac w tej dziedzinie. literatura [5] tanaka m., lowke j. j.: predictions of weld pool profiles using plasma physics, j. phys. d: appl. phys.40 r l-24 (2007). [27] terasaki h., tanaka m., ushio m.: effects of metal vapor on electron temperature in helium gas tungsten arcs, metall. mater. trans. a 33 1183-8 (2002). [42] zielińska s., musioł k., dzierżęga k., pellerin s., valensi f., de izarra c., briand f.: investigations of gmaw plasma by optical emission spectroscopy, plasma sources sci. technol. 16 832-8 (2007). [44] rouffet m. e., wendt m., goett g., kozakov r., schoepp h., weltmann k. d., uhrlandt d.: spectroscopic investigation of the high-current phase of a pulsed gmaw. [46] valensi f., pellerin s., boutaghane a., dzierżęga k., zielińska s., pellerin n., briand f.: plasma diagnostic in gas metal arc welding by optical emission spectroscopy, j. phys. d: appl. phys. 43 434002 (2010). [49] zielińska s., pellerin s., valensi f., dzierżęga k., musioł k., de izarra c., briand f., eur. phys. j. appl. phys. 43 111-22 (2008). [50] goecke s. f., metzke e., spille-kohoff a., langula m.: choparc. msg-lichtbogenschweissen für den ultraleichtbau, stuttgart, fraunhofer irb verlag (2005). [63] gonzalez j. j., bouaziz m., razafinimanana m., gleizes a.: the influence of iron vapour on an argon transferred arc, plasma sources sci. technol. 6 20-8 (1997). [65] farmer a. j. d., haddad g. n., cram l. e.: temperature determinations in a free-burning arc: iii. measurements with molten anodes, j. phys. d: appl. phys. 19 1723-30 (1986) [70] smars e. a., acinger k.: material transport and temperature distribution in arc between melting aluminium electrodes, document no 212-162-68, international institute of welding (1968). [72] schnick m., füssel u., hertel m., haessler m., spille-kohoff a., murphy a. b.: modelling of gas-metal arc welding taking into account metal vapour, j. phys. d: appl. phys. 43 434008 (2010). [84] murphy a. b.: thermal plasmas in gas mixtures, j. phys. d: appl. phys. 34 r151-73 (2001). [109] gu l., arntsberg a. e., bakken j. a.: the influence of silicon vapour on the transport coefficients and the arc behaviour in an argon plasma, proc. 10th int. symp. plasma chemistry ed, u. ehlemann et al, paper 1.1-6, bochum, germany, 4-9 august 1991. [129] gu l., jensen r., arntsberg a.e., bakken j. a.: study on silicon vapour contaminated argon arcs and the metal pools, proc. 11th int. symp. plasma chemistry, (loughborough, uk, 22-27 august 1993), ed. j.e. harry s. 222-7(1993). [130] bakken j. a.: modelling of fluid flow, heat transfer and diffusion in arcs, j. high temp. chem. process. 3 677-88 (1994). [134] murphy a .b., boulos m. i., colombo v., fauchais p., ghedini e., gleizes a., mostaghimi j., proulx p., schram d. c.: advanced thermal plasma modelling, high temp. mater. process. 12 255-336 (2008). [138] cram l. e.: statistical evaluation of radiative power losses from thermal plasmas due to spectral lines, j. phys. d: appl. phys. 18 401-11 (1985). [148] iwao t., mori y., okubo m., sakai t., tashiro s., tanaka m., yumoto m.: modelling of metal vapor in pulse tig including influence of self-absorption, j. phys. d: appl. phys. 43 434010 (2010). [149] tashiro s., tanaka m., nakata k., iwao t., koshiishi f., suzuki k., yamazaki k.: plasma properties of helium gas tungsten arc with metal vapour, sci. technol. weld. join. 12 202-7 (2007). [150] schnick m., füssel u., hertel m., spille-kohoff a., murphy a. b.: metal vapour causes a central minimumin arc temperature in gas-metal arc welding through increased radiative emission, j. phys. d: appl. phys. 43 022001(2010). [156] menart j., lin l.: numerical study of a free burning argon arc with copper contamination from the anode, plasma chem. plasma process. 19 153-70 (1999). [157] zhao g. y., dassanayabe m., etemadi k.: numerical simulation of a free-burning argon arc with copper evaporation from the anode, plasma chem. plasma process. 10 87-99 (1990). 21przegląd spawalnictwa 11/2012 [158] lago f., gonzalez j. j., freton p., gleizes a.: a numerical modelling of an electric arc and its interaction with the anode: i. the two-dimensional model, j. phys. d: appl. phys. 37 883-97 (2004). [159] gonzalez j. j., gleizes a., proulx p., boulos m.: mathematical modelling of a free-burning arc in the presence of metal vapor, j. appl. phys. 74 3065-70 (1993). [160] yamamoto k., tanaka m., tashiro s., nakata k., yamazaki k.,yamamoto e., suzuki k., murphy a. b.: metal vapour behaviour in thermal plasma of gas tungsten arcs during welding, sci. technol. weld. join. 13 566-72 (2008). [161] yamamoto k., tanaka m., tashiro s., nakata k., yamazaki k., yamamoto e., suzuki k., murphy a. b.: numerical simulation of metal vapor behavior in arc plasma, surf. coat. technol. 202 5302-5 (2008). [162] haidar j.: the dynamic effects of metal vapour in gas metal arc welding, j. phys. d: appl. phys. 43 165204 (2010). [165] haidar j.: an analysis of heat transfer and fume production in gas metal arc welding. iii, j. appl. phys. 85 3448-59 (1999). [166] gu l., arntsberg a. e., bakken j. a.: dc arc behaviour in mixtures of argon and metal (si) vapour from a liquid metal anode, j. high temp. chem. process. 1 (suplement do nr. 3) 350-7 (1992). [174] voller v. r., prakash c.: a fixed grid numerical modelling methodology for convection-diffusion mushy region phase-change problems, int. j. heat mass transfer 30 1709-19 (1987). [175] haidar j.: an analysis of the formation of metal droplets in arc welding, j. phys. d: appl. phys. 31 1233-44 (1998). [176] wang f., hou w. k., hu s. j., kannatey-asibu e., schultz w. w., wang p. c.: modelling and analysis of metal transfer in gas metal arc welding, j. phys. d: appl. phys. 36 1143-52 (2003). [177] fan h. g., kovacevic r.: a unified model of transport phenomena in gas metal arc welding including electrode, arc plasma and molten pool, j. phys. d: appl. phys. 37 2531-44 (2004). [178] hu j., tsai h. l.: heat and mass transfer in gas metal arc welding: ii. the metal, int. j. heat mass transf. 50 808-20 (2007). [179] hu j., tsai h. l.: heat and mass transfer in gas metal arc welding: i. the arc, int. j. heat mass transf. 50 833-46 (2007). [180] gleizes a., gonzalez j. j., freton p.: thermal plasma modelling, j. phys. d: appl. phys. 38 r153-83 (2005). [181] yamamoto k., tanaka m., tashiro s., nakata k., murphy a. b.: metal vapor behaviour in gta welding of a stainless steel considering the marangoni effect, ieej trans. electric. electron. eng. 4 497-503 (2009). [182] tanaka m., yamamoto k., tashiro s., nakata k., yamamoto e., yamazaki k., suzuki k., murphy a. b., lowke j. j.: timedependent calculations of molten pool formation and thermal plasma with metal vapour in gas tungsten arc welding, j. phys. d: appl. phys. 43 434009 (2010). [183] yamamoto k., tanaka m., tashiro s., nakata k., yamamoto e., yamazaki k., suzuki k., murphy a. b., lowke j. j.: numerical simulation of diffusion of multiple metal vapours in a tig arc plasma for welding of stainless steel, weld. world 53 r166-70 (2009). [184] etemadi k., zhao g. y., mostaghimi j.: impact of cathode evaporation on a free-burning arc, j. phys. d: appl. phys. 22 1692-6 (1989). [185] haidar j.: local thermodynamic equilibrium in the cathode region of a free-burning arc in argon, j. phys. d: appl. phys. 28 2494-504 (1995). [186] gray c. n., hewitt p. j., dare p. r.m.: new approach would help control weld fumes at source: ii. mig fumes, weld. met. fabr. 50 393-7 (1982). [187] deam r. t., simpson s. w., haidar j.: a semi-empirical model of the fume formation from gas metal arc welding, j. phys. d: appl. phys. 33 1393-402 (2000). [188] dennis j. h., hewitt p. j., redding c. a. j., workman a. d.: a model for prediction of fume formation rate in gas metal arc welding (gmaw), globular and spray modes, dc electrode positive, ann. occup. hyg. 45 105-13 (2001). [189] zimmer a. t., baron p. a., biswas p.: the influence of operating parameters on number-weighted aerosol size distribution generated from a gas metal arc welding process, j. aerosol sci. 33 519-31 (2002). [190] hewitt p. j., hirst a.a.: development and validation of a model to predict the metallic composition of flux cored arc welding fumes, ann. occup. hyg. 35 223-32 (1991). [191] jenkins n. t., eagar t. w.: fume formation from spatter oxidation during arc welding, sci. technol. weld. join. 10 537-43 (2005). [192] antonini j. m.: health effects of welding, crit. rev. toxicol. 33 61-103 (2003). [193] hewitt p. j.: occupational health in metal arc welding, indoor built environ. 5 253-62 (1996). [194] dennis j. h., french m. j., hewitt p. j., mortazavi s. b., redding c. a. j.: control of exposure to hexavalent chromium and ozone in gas metal arc welding of stainless steels by use of a secondary shield gas, ann. occup. hyg. 46 43-8 (2002). [195] ioffe i., maclean d., perelman n., stares i., thornton m.: fume formation rate at globular to spray mode transition during welding, j. phys. d: appl. phys. 28 2473-7 (1995). [196] tashiro s., zeniya t., yamamoto k., tanaka m., nakata k., murphy a. b., yamamoto e., yamazaki k., suzuki k.: numerical analysis of fume formation mechanism in arc, j. phys. d: appl. phys. 43 434012 (2010). [197] windeler r. s., lehtinen k. e. j., friedlander s. k.: production of nanometer-sized metal oxide particles by gas phase reaction in a free jet: ii. particle size and neck formation-comparison with theory, aerosol sci. technol. 27 191-205 (1997). [198] pentegov i.v., pismiennyj a.s., petrienko o.i.: obliczanie parametrów zmechanizowanego spawania stali w osłonie gazów nr 7 /2010 s. 33-38. podziękowania autor dziękuje dr. jawadowi haidarowi i dr. johnowi lowke z csiro, dr. michaelowi schnickowi z uniwersytetu technicznego w dresden oraz profesorowi manabu tanace z uniwersytetu w osace za wiele przydatnych dyskusji. autor jest także wdzięczny dr. vladimirowi aubrechtowi z uniwersytetu technicznego w brnie za zgodę na użycie jego niepublikowanych danych na temat promieniowania oparów mieszanin argonu i żelaza. artykuł opublikowany w trzech częściach. część 1 opublikowano w numerze 1/2012 (s. 18÷28), a część 2 w numerze 7/2012 (s. 29÷43) przeglądu spawalnictwa. przywołane w części 3 artykułu odniesienia do wzorów i zależności (1)÷(7) i (23) omówiono w części 2. artykuł za zgodą autora i wydawcy został przedrukowany z journal of physics d: aplied physics vol. 43 (2010) s. 8-31 prawa autorskie do artykułu posiada wydawca iop publishing ltd, dirac house, temper back, bristol, bs1 6be. z języka angielskiego tłumaczyła aleksandra pytel (koszalin). korektę tłumaczenia wykonał witold zawadzki (uniwersytet jagielloński, kraków). ps 4 2016 www hr.pdf 47przegląd  spawalnictwa       vol. 88 4/2016 rozwój pęknięć przy cyklicznym zginaniu   dla różnych materiałów platerowanych wybuchowo cracks growth under cyclic bending for different materials made by explosive cladding mgr inż. grzegorz kwiatkowski; dr hab. inż. dariusz rozumek, prof. nzw. po – politechnika opolska. autor korespondencyjny/corresponding author: d.rozumek@po.opole.pl streszczenie w pracy opisano rozwój pęknięć zmęczeniowych dla trzech różnych bimetali uzyskanych metodą zgrzewania wybuchowego. w każdym przypadku był jednakowy materiał podstawowy – stal węglowa p355nh, zaś materiały nakładane to: stale austenityczne 316l, 254smo oraz super duplex (50% struktury ferrytycznej, 50 % struktury austenitycznej). próbki o przekroju poprzecznym prostokątnym poddano badaniom zmęczeniowym na zginanie przy średniej wartości naprężenia równej zero i o stałej amplitudzie momentu równej 19,41 n•m. propagacja pęknięcia mierzona była za pomocą przenośnego mikroskopu z mikrometrem znajdującym się przy maszynie zmęczeniowej. słowa  kluczowe: zgrzewanie wybuchowe; stale, zginanie; zmęczenie; twardość abstract this paper describes fatigue cracks growth in three different bimetallic made by explosive cladding. in any case, it was the same base material carbon steel p355nh, and clad materials are: austenitic stainless steel 316l, 254smo and super duplex (50% ferritic structure, 50% of the austenitic structure). specimens of rectangular cross-section was subjected to fatigue bending with of the stress mean value equal zero and of constant amplitude equal to 19.41 n•m. the crack propagation was measured using a portable microscope with a micrometer located on the fatigue stand keywords:  explosive welding; steels; bending; fatigue; hardness wstęp dzięki metodzie platerowania wybuchowego istnieje możliwość połączenia materiałów, których nie da się połączyć innymi metodami np. stal węglowa z aluminium bądź tytanem [1]. połączenie materiałów następuje poprzez zderzenie materiału nakładanego z materiałem podstawowym z bardzo dużą prędkością (2000 – 3500 m/s). istotny jest dobór parametrów procesu platerowania, ponieważ zastosowanie zbyt małej bądź zbyt dużej prędkości może spowodować to, że materiały się nie połączą, bądź połączą się tylko częściowo. materiały zgrzewane wybuchowo stosowane są w celu obniżenia kosztów poprzez połączenie materiału podstawowego, który jest stosunkowo tani z drogim materiałem nastrzeliwanym (np. cienka warstwa tytanu). badania zmęczeniowe umożliwiają określenie trwałości zmęczeniowej materiałów, ponieważ wiele z nich pracuje w warunkach oddziaływania obciążeń zmiennych w czasie [2]. celem niniejszej pracy są badania rozwoju pęknięć zmęczeniowych różnych materiałów uzyskanych metodą platerowania wybuchowego. metodyka badań badanymi materiałami są trzy platery: 1 – p355nh + 254smo, 2 – p355nh + saf2507, 3 – p355nh + 316l grzegorz kwiatkowski, dariusz rozumek o wymiarach 520 mm x 800 mm wykonanych za pomocą zgrzewania wybuchowego przez zakład technologii wysokoenergetycznych explomet gałka, szulc sp. j. znajdujący się w opolu. jako pierwsze wykonane zostały badania nieniszczące ultradźwiękowe w celu sprawdzenia czy płyty są połączone na całej powierzchni. badania te wykonane zostały po platerowaniu oraz drugi raz po prostowaniu blach. wszystkie próbki pobrane zostały z tzw. zejścia detonacji, gdzie teoretycznie własności wytrzymałościowe są najgorsze. materiałem podstawowym jest stal węglowa p355nh materiał re, mpa rm, mpa a5, % e [gpa] p355nh 415 555 30 212 254smo  (1) 350 690 35 200 saf2507  (2) 806 914 31 199 316l   (3) 326 630 52 185 tablica  i.  własności mechaniczne badanych materiałów przed połączeniem table i. mechanical properties of materials before cladding przeglad welding technology review 48 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 4/2016 o grubości 10 mm wykorzystywana w urządzeniach poddawanych działaniu ciśnienia. materiałami nakładanymi o grubości 3 mm są stale austenityczne 254smo i 316l wykorzystywane do urządzeń bądź konstrukcji mających styczność z wodą i poddanych działaniu korozji. ostatnim materiałem nakładanym jest super duplex saf2507, którego znaczącą cechą jest ferromagnetyczność oraz odporność korozyjna. własności mechaniczne łączonych materiałów przed platerowaniem przedstawiono w tablicy i. wykonane platery zostały poddane badaniom wytrzymałościowym takim jak: próba zginania, ścinania, rozciągania oraz udarność według normy astm a-264 [5]. kolejnym etapem badań były badania zmęczeniowe na zginanie przeprowadzone na maszynie zmęczeniowej mzgs-100 znajdującej się na politechnice opolskiej. badania wykonano w zakresie wysokiej liczby cykli przy stałym obciążeniu z kontrolowaną siłą (stała amplituda momentu ma = 19,41 n•m) i częstotliwością obciążenia 28,4 hz. inicjacja i rozwój pęknięć zmęczeniowych mierzony był na bocznych powierzchniach próbek za pomocą mikrometru umieszczonego w przenośnym mikroskopie o powiększeniu 25x z dokładnością 0,01 mm, notując jednocześnie bieżącą liczbę cykli obciążenia n. pęknięcie mierzono do momentu zniszczenia próbek, obserwując jednocześnie drogę pęknięcia do złącza [2,3]. kształt oraz wymiary próbek pokazano w pracy [3]. badania metalograficzne prowadzono na mikroskopie skaningowym jeol jcm-6000. głównymi aspektami obserwacji na mikroskopie była ścieżka pęknięcia oraz parametry złącza (długość fali, wysokość fali, długość złącza oraz współczynnik równoważnej grubości przetopień rgp). schemat pomiarów złącza przedstawiony jest w pracy [4]. kolejnymi przeprowadzonymi badaniami były badania rozkładu twardości. badania wykonano metodą vickersa na twardościomierzu innovatest nexus 4000 przy obciążeniu 4,9 n (500 g). wyniki badań i ich analiza  badania wytrzymałościowe wykazały zmiany własności po procesie zgrzewania wybuchowego, a wyniki pokazano w tablicy ii. połączenie materiałów spowodowało spadek wytrzymałości na rozciąganie materiału nakładanego w próbce nr 1 i 2, zaś w próbce nr 3 nastąpił wzrost wytrzymałości na rozciąganie. każda próbka przekracza graniczną wartość podaną w normie wynoszącą 485-620 mpa. w próbie zginania, w której materiał podstawowy był ściskany, a materiał nakładany rozciągany, żadna próbka nie uległa rozwarstwieniu, co oznacza dobrą jakość złącza. jeżeli chodzi o próbę ścinania wszystkie wyniki spełniają zalecenia normy, która mówi że minimalna siła ścinająca materiału nakładanego wynosi 140 mpa. następnie przeprowadzono badania udarności. według normy minimalna praca łamania musi wynosić 27 j, co oznacza, że wszystkie trzy bimetale spełniają wymagania normy. badanie rozwoju pęknięć zmęczeniowych w trakcie badań cyklicznego zginania obserwowano, za pomocą przenośnego mikroskopu, propagację pęknięć zmęczeniowych platerów. przykładowe wyniki wzrostu pęknięć w funkcji liczby cykli pokazano na rysunku 1. na podstawie rysunku 1 można zauważyć, że największą trwałość zmęczeniową wykazywały próbki nr 2 i wynosiła ona nf = 2674000 cykli, natomiast najmniejszą trwałość zmęczeniową miała próbka nr 1 (nf = 475000 cykli), gdzie materiałem nakładanym była stal 254smo. w próbce nr 1, gdzie materiałem nakładanym jest stal 254smo inicjacja pęknięcia nastąpiła w materiale podstawowym przy 437000 cykli, następnie pęknięcie propagowało w kierunku materiału nakładanego, aż do momentu przecięcia złącza (rys. 2). pęknięcie dotarło do złącza przy 471000 cykli, następnie nieznacznie rozwarstwiło złącze po czym pojawiło się drugie pęknięcie w odległości około 100 µm od głównego pęknięcia. pęknięcia te połączyły się w materiale nakładanym w odległości około 0,2 mm od złącza. następnie pęknięcie propagowało w materiał nakładanym aż do powstania złomu próbki przy 475000 cykli. w przypadku próbki nr 2, gdzie materiałem nakładanym jest super duplex saf2507 inicjacja pęknięcia nastąpiła po 2614000 cykli również w materiale podstawowym, a następnie pęknięcie propagowało w kierunku materiału nakładanego. pęknięcie dotarło do złącza przy 2663000 cykli, rozwarstwiło złącze w obu kierunkach na długości około 0,3 mm. na rysunku 3 pokazano, że z lewej strony pęknięcie rozwarstwiło złącze jak również wytrzymałość na rozciąganie wytrzymałość  na ścinanie wytrzymałość  na zginanie udarność próbka re, mpa rm, mpa a50, % rs, mpa kąt zginania  180° wartość średnia [j] 1 595 667 29 601 bez wad 52 2 689 717 25 667 67 3 509 658 26 602 60 tablica ii. własności mechaniczne badanych materiałów po połączeniu table ii. mechanical properties of materials after cladding rys. 1. długości pęknięć w funkcji liczby cykli fig. 1. cracks length vs. number of cycles 49przegląd  spawalnictwa       vol. 88 4/2016 przetopienie, a następnie propagowało w materiał nakładany. z prawej strony pęknięcie rozwarstwiło złącze po czym przecięło przetopienie i również propagowało w materiale nakładanym. plater ten cechuje się zdecydowanie większą trwałością zmęczeniową w porównaniu do plateru 1 i 3. trwałość zmęczeniowa plateru nr 3 jest nieco większa w porównaniu rys. 2. pęknięcie próbki oraz strefa złącza próbki p355nh + 254smo fig. 2. crack specimen and area of joint specimen p355nh + 254smo rys. 3. pęknięcie próbki oraz strefa złącza próbki p355nh + saf2507 fig. 3. crack specimen and area of joint specimen p355nh + saf2507 rys. 4. pęknięcie próbki oraz strefa złącza próbki p355nh + 316l fig. 4. crack specimen and area of joint specimen p355nh + 316l do próbki nr 1 i wynosi nf = 611000 cykli. pęknięcie inicjowało, przy 571000 cykli, od strony materiału podstawowego i propagowało w stronę materiału nakładanego (rys. 4). pęknięcie dotarło do złącza przy 606000 cykli po czym przecięło złącze nie rozwarstwiając go i propagowało w materiał nakładany. w wielu miejscach w materiale nakładanym na ścieżce pękania głównego pojawiały się tzw. pęknięcia wtórne rozchodzące się w materiale. badania geometrii złącza  wyniki pomiarów przedstawiono w tablicy iii. pomiary złącza wykazały, że próbka 2 ma najniższą jakość gdyż współczynnik rgp w tej próbce był najwyższy i wynosił 10,82. jednak trwałość zmęczeniowa tej próbki w porównaniu do dwóch pozostałych jest największa. przyczyny takiego rozwoju pęknięć należy doszukiwać się w zdefektowanej sieci krystalograficznej, gdzie wiązania międzyatomowe są najsłabsze. w przypadku próbki nr 2 pęknięcia rozwijały się w warstwie przetopionej (kruchej), które powodowały relaksację naprężeń w bimetalu i tym samym wpływały na wzrost trwałości zmęczeniowej. najwyższa średnia wysokość fali występuje w próbce nr 3 i wynosi 0,25 mm, a współczynnik rgp = 5,94, co oznacza że złącze charakteryzuje się dobrą jakością. próbka nr 1 ma najniższy współczynnik rgp oraz najniższą wysokość fali (tablica iii), a jej trwałość zmęczeniowa jest najmniejsza. badania twardości  badania twardości wykonane zostały metodą vickersa przy obciążeniu 500 g. pomiary wykonano co 0,2 mm do 2 mm w głąb materiału podstawowego i nakładanego. wyniki twardości pokazano na rysunku 5. stwierdzono że w przypadku materiału podstawowego w obszarze złącza następuje niewielki wzrost twardości w każdej próbce. oddalając się od złącza twardość jest bardzo zbliżona do materiału przed platerowaniem. w przypadku każdego materiału nakładanego nastąpił zdecydowany wzrost twardości w porównaniu z twardością przed platerowaniem. próbka nr 1 w odległości 0,2 mm od złącza posiada największą wartość twardości wynoszącą 435 hv0,5, następnie w dalszej odległości twardość spada. jednak 2 mm od złącza twardość jest w dalszym ciągu zdecydowanie większa, niż przed platerowaniem. może być to spowodowane umocnieniem materiałów podczas samego procesu zgrzewania wybuchowego. twardość próbki nr 2 w pobliżu złącza jest porównywalna z próbką nr 1. natomiast na całej badanej powierzchni nastąpił zdecydowany wzrost twardości w porównaniu z materiałami przed platerowaniem. twardość próbki nr 3 również jest zdecydowanie większa od twardości przed platerowaniem. rys.  5.  rozkład twardości w przekroju poprzecznym badanych złączy fig. 5. distance from interface vs. hardness variation of investigated joints 50 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 4/2016 literatura [1] crossland b., explosive welding of metals and its application, claredon press, oxford, 1982. [2] prażmowski m., paul h., rozumek d., marcisz e., influence of the microstructure near the interface of the fatigue life of explosively welded (carbon steel)/zr clads, key engineering materials, vols. 592-593, 2014, pp. 704-707. [3] bański r., rozumek d. wpływ temperatury wygrzewania na trwałość zmęczeniową w bimetalach stal – tytan otrzymanych metodą zgrzewania wybuchowego. przegląd spawalnictwa 4/2014. [4] kwiatkowski g. praca dyplomowa pt. wpływ parametrów obróbki cieplnej na strukturę i właściwości złączy bimetalicznych stal – tytan. opole 2013. [5] astm a-264-03 standard specification for stainless chromium-nickel steel-clad plate. wnioski na podstawie przeprowadzonych badań można sformułować następujące wnioski: – stwierdzono wzrost twardości w materiałach nakładanych po procesie platerowania wybuchowego. – w wyniku zgrzewania wybuchowego uzyskano dobrej jakości połączenia, co potwierdzają otrzymane wyniki badań wytrzymałościowych. – z badań cyklicznego zginania wynika, że największą trwałość zmęczeniową posiada próbka, w której materiałem nakładanym jest super duplex saf2507. – w przypadku badanych próbek pęknięcie nastąpiło w materiale podstawowym i propagowało w stronę materiału nakładanego. praca.powstała.z.wykorzystaniem.części.badań.prowadzonych.. w.ramach.programu.m-era .net.. „nowe,.odporne.korozyjnie.materiały.wytworzone.metodą.wybuchową.. dla.zastosowań.w.instalacjach.geotermalnych” .;.. współfinansowany.z.środków.ncbir.decyzją.numer.dzp/m-era .net-2013/2309/2014 . próbka średnia długość  fali λ,   μm średnia   wysokość fali h,  μm pomiarowa   długość linii   złącza l,   μm suma   powierzchni   przetopień s,   μm2 wartość   współczynnika  rgp 1 326,46 72,62 8483,22 40493,28 4,77 2 518,14 130,49 7905,49 85522,46 10,82 3 684,41 251,45 12582,65 74749,53 5,94 tablica iii. wyniki pomiarów złącza table iii. the measurement results of joint 201504_pspaw.pdf 28 przegląd spawalnictwa vol. 87 4/2015 modyfikacja powierzchni stali przez natapianie pasty bni-2 modification of the steel surface by surfacing the paste bni-2 tomasz babul, adam kondej mgr inż. adam kondej, dr hab. inż tomasz babul – zakład obróbki cieplnej, instytut mechaniki precyzyjnej. autor korespondencyjny/corresponding author: adam.kondej@imp.edu.pl streszczenie w artykule opisano metodę modyfikacji powierzchni stali, wykorzystującą jako materiał powłoki i źródło pierwiastków dyfundujących lut twardy. lut po wygrzaniu w piecu próżniowym tworzy wielofazową powłokę o zwiększonej twardości w stosunku do materiału podłoża. w ramach pracy przeprowadzono próby modyfikacji stali z wykorzystaniem pasty na bazie niklu o oznaczeniu bni-2. celem badań było określenie właściwości powłoki otrzymanej po procesie modyfikacji oraz ocena strefy dyfuzyjnej powłoka – podłoże. słowa kluczowe: modyfikacja powierzchni, natapianie, lut twardy bni-2 abstract this article describes a method of modifying the surface of the steel using the brazing alloy as a coating material and a source of diffusing elements. the brazing alloy after soaking in a vacuum furnace forms a multiphase coating of increased hardness in relation to the base metal. attempts to modify the steel with a paste based on nickel bni-2 were carried out. the purpose of the study was to determine the properties of the coating resulting from the modification process and the evaluation of the diffusion zone. keywords: surface modification, surfacing, brazing alloy bni-2 wstęp rosnące wymagania stawiane przez współczesną technikę wymuszają podejmowanie i prowadzenie prac badawczych mających na celu poprawę trwałości oraz niezawodności części maszyn i urządzeń. zużycie elementów maszyn spowodowane tarciem prowadzi do znacznych strat ekonomicznych, dlatego uzasadnione jest podejmowanie działań mających na celu zwiększenie odporności części na zużycie ścierne. może się to odbywać poprzez zastosowanie nowych materiałów lub poprawę właściwości obecnie stosowanych, np. przez modyfikację składu chemicznego, struktury lub też przez modyfikację powierzchni. jednym z kierunków działań mających na celu poprawę właściwości stalowych części maszyn jest modyfikacja objętościowa przez wprowadzanie odpowiednich pierwiastków stopowych. pozwala to na polepszenie właściwości wskutek zmiany cech osnowy oraz regulację udziału, rodzaju, kształtu, wielkości i rozmieszczenia faz tworzących strukturę stopów [1]. innym kierunkiem jest modyfikacja powierzchni elementów, bowiem o jakości, trwałości i właściwościach eksploatacyjnych decyduje w znacznym stopniu warstwa powierzchniowa materiału [2]. w dziedzinie inżynierii powierzchni obserwuje się ciągłe zainteresowanie warstwami wierzchnimi i powłokami na stalowych częściach maszyn i narzędzi. pomimo znaczących osiągnięć w stosowaniu nowych metod i technik wytwarzania warstw powierzchniowych, istnieje ciągłe zapotrzebowanie przemysłu na tradycyjne technologie wytwarzania twardych warstw i powłok na narzędziach oraz częściach maszyn. technologie te charakteryzują się bowiem prostotą wykonania i niskim kosztem, co niekiedy jest bardzo ważnym kryterium, determinującym wybór danej metody [3]. jedną z metod wytwarzania powłok jest modyfikacja z wykorzystaniem lutów twardych, będąca w fazie opracowywania i badania w instytucie mechaniki precyzyjnej w warszawie. modyfikacja powierzchni stali z wykorzystaniem lutów twardych modyfikacja powierzchni stali z wykorzystaniem lutów twardych jest procesem wieloetapowym, łączącym w sobie wygrzewanie części z naniesioną 29przegląd spawalnictwa vol. 87  4/2015 rys. 1. schemat zwilżania i rozpływania lutowia podczas natapiania lutów w różnej formie fig. 1. diagram of wetting and spilling of the brazing alloy during surfacing for various forms of brazing alloys roztopioną warstwą lutu oraz objętościową obróbkę cieplną podłoża. modyfikacja ma na celu zwiększenie twardości powierzchniowej i odporności na zużycie ścierne elementów wykonanych ze stali średnio i wysokowęglowych stopowych [4]. pierwszy etap procesu modyfikacji polega na nałożeniu warstwy lutu na powierzchnię materiału modyfikowanego i wygrzaniu elementu w temperaturze umożliwiającej stopienie lutu i dobre zwilżenie powierzchni podłoża. czas procesu wygrzewania wynosi kilka godzin. temperatura topnienia nakładanego materiału musi być niższa niż temperatura topnienia podłoża, aby powierzchnia podłoża nie uległa nadtopieniu. w pierwszym etapie modyfikacji można wyróżnić dwa rodzaje zjawisk: adhezyjne i dyfuzyjne. zjawiska adhezyjne obejmują kontakt fizyczny oraz chemiczny między powierzchnią materiału modyfikowanego i ciekłym lutem. na tym etapie ważną rolę pełnią takie zjawiska jak zwilżalność i rozpływność (rys. 1). jeżeli ciekły lut oddziałuje z materiałem podłoża, to po zjawisku adhezji zachodzi dyfuzja. od temperatury i czasu wygrzewania zależy to, do jakiej głębokości zachodzi wzajemna dyfuzja atomów lutu i materiału podłoża. im dłuższy czas procesu, tym większa głębokość strefy dyfuzji. temperaturę procesu dobiera się w zależności od temperatury likwidusu zastosowanego lutu. dla lutów na bazie ni wynosi ona powyżej 1000 °c. po zakończeniu procesu wygrzewania następuje chłodzenie wraz z piecem przy obniżonym ciśnieniu komory. drugi etap modyfikacji polega na obróbce cieplnej elementu z naniesioną powłoką. konieczność prowadzenia tej obróbki związana jest z tym, że w czasie procesu wytwarzania powłoki (proces przebiega w wysokiej temperaturze w ciągu kilku godzin) zachodzą zmiany strukturalne powodujące to, że podłoże stalowe pod warstwą wierzchnią może uzyskać gruboziarnistą strukturę i w konsekwencji niewystarczającą wytrzymałość w warunkach dużych obciążeń. rodzaj obróbki oraz parametry procesu dobiera się odpowiednio do gatunku modyfikowanej stali. cel badań celem przeprowadzonych badań było wytworzenie powłoki przy użyciu lutu bni-2 w postaci pasty na stali średniowęglowej stopowej i określenie jej mikrostruktury oraz właściwości, ze szczególnym uwzględnieniem strefy dyfuzji powłoka podłoże. badania miały charakter wstępny i służyły do walidacji opracowywanej metody modyfikacji powierzchni stali dla przyjętych założeń materiałowych oraz parametrów technologicznych. przedmiot badań przedmiotem badań była powłoka modyfikująca powierzchnię stali 42crmo4. skład chemiczny stali przedstawiono w tablicy i. tego gatunku stal stosowana jest głównie do produkcji elementów maszyn wymagających bardzo dużej wytrzymałości, jak koła zębate, wały, wirniki, osie itd. stale tego rodzaju należą do metali trudnospawalnych. zastosowana stal stanowiła modelowe podłoże, służące do wytworzenia na jej powierzchni wielofazowej powłoki. do przeprowadzenia prób modyfikacji powierzchni stali z wykorzystaniem lutów konieczne było wykonanie odpowiednich próbek. zostały one wytoczone z pręta o średnicy ø25 mm i miały postać krążków z wybraniem o średnicy ø22 mm i głębokości 1 mm, w którym na oczyszczonej i odtłuszczonej powierzchni umieszczano lut w postaci pasty. kształt próbek miał na celu ograniczenie rozpływności lutowia (rys. 2). tak przygotowane próbki umieszczono w piecu próżniowym i poddawano wygrzewaniu. stopy ni-cr-b-si są stosowane do lutowania twardego oraz jako materiał do modyfikacji powierzchni w celu nadania jej większej odporności na zużycie ścierne. znajdują zastosowanie w przemyśle lotniczym, energetycznym, chemicznym. szeroki zakres zastosowań stopów ni-cr-b-si jest spowodowany ich dobrymi właściwościami, dzięki dodatkowi boru oraz krzemu. lutami z tej grupy są luty z serii bni, dostępne zastosowany do procesu modyfikacji lut powinien wykazywać powinowactwo metalurgiczne z zastosowaną stalą [5]. najlepiej, gdy tworzy z nią roztwory stałe umocnione wydzieleniowo, ponieważ wtedy powłoka charakteryzuje się dobrą przyczepnością i wysoką odpornością na uszkodzenia mechaniczne. skład chemiczny [% wag.] c si mn p s cr mo ni al co cu v w 0,42 0,22 0,61 0,01 0,005 1,02 0,16 0,11 0,01 0,004 0,16 <0,0011 <0,01 tablica i. skład chemiczny stali 42crmo4 – wyniki spektroskopii optycznej [4] table i. the chemical composition of the steel 42crmo4 results of optical spectroscopy [4] 30 przegląd spawalnictwa vol. 87 4/2015 na rynku w postaci pasty, taśmy oraz folii. są to luty twarde przeznaczone do łączenia stali nierdzewnych, żaroodpornych stopów niklu oraz stali stopowych [6]. jako materiał do wytworzenia powłoki wybrano lut na bazie ni – bni-2 (ams 4777) w postaci pasty. skład chemiczny oraz jego temperatury likwidus i solidus przedstawiono w tablicy ii. rys. 2. próbka stalowa przeznaczona do modyfikacji powierzchni [4] fig. 2. the steel sample intended for surface modification [4] parametry procesu parametry procesu natapiania i wygrzewania lutu na powierzchni stali w piecu próżniowym (rys. 3) zamieszczono w tablicy iii. czasy wygrzewania próbek w komorze próżniowej w temperaturze 1050 °c wynosiły odpowiednio: t1=1h, t2=2h, t3=4h, t4=8h. po wygrzewaniu w piecu próżniowym próbki pokryte lutem zostały zahartowane w oleju. zabieg hartowania miał na celu ocenę jakości połączenia powłoki z podłożem o strukturze martenzytycznej oraz sprawdzenie, czy nie wystąpiło zjawisko delaminacji powłoki. tablica ii. skład chemiczny oraz temperatury solidus i likwidus zastosowanego lutu [7] table ii. the chemical composition, the solidus and liquidus temperature of the used brazing alloy [7] metodyka badań praca obejmowała swoim zakresem badania strukturalne na mikroskopie metalograficznym oraz badania rozkładu twardości. powierzchnie zgładów szlifowano, polerowano, a następnie trawiono nitalem. tak przygotowane próbki poddano obserwacjom na mikroskopie olympus ix70 przy powiększeniach do 1000x. charakterystyczne obszary fotografowano i mierzono wybrane wielkości elementów struktury. rozkłady twardości metodą vickersa hv0,025 sporządzono na przekrojach w obszarze powłoki, strefy dyfuzji oraz materiału podłoża przy użyciu automatycznego twardościomierza struers durascan 70. wyniki badań na rysunkach 4 i 5 przedstawiono obrazy mikroskopowe próbek modyfikowanych lutem bni-2. na rysunku 4 widoczna jest mikrostruktura stali oraz powłoki po procesie wygrzewania przez 8 godzin, na rysunku 5 po procesie wygrzewania przez 8 godzin wraz z późniejszym hartowaniem. rys. 3. piec próżniowy wykorzystywany do modyfikacji stali [4] fig. 3. the vacuum furnace used for steel modification [4] temperatura [°c] 1050 szybkość nagrzewania [°c/min] 15 czas [h] t1=1, t2=2, t3=4, t4=8 wielkość próżni [torr] 10-3 chłodzenie razem z piecem tablica iii. parametry procesu wygrzewania lutu table iii. parameters of soaking process rys. 4. zdjęcia mikroskopowe próbki natapianej lutem bni-2 i wygrzewanej przez 8 godzin fig. 4. microscopic images of the sample after surfacing with bni-2 and soaking for 8 hours nazwa lutu zawartość pierwiastków [% wag.] temp. solidus [°c] temp. likwidus [°c]cr fe si b ni aws bni-2/ ams 4777 7 3 4,5 3,2 reszta 971 999 31przegląd spawalnictwa vol. 87  4/2015 stop lutowniczy bni-2 tworzy z materiałem podłoża fazy międzymetaliczne (nie identyfikowane). w strefie dyfuzji powłoka – podłoże widoczna jest struktura kolumnowa. wielofazowa powłoka jest zbudowana z trzech stref – ciemnej, szarej i jasnej, o różnej morfologii (rys. 6). rys. 5. zdjęcia mikroskopowe próbki zahartowanej po natapianiu lutem bni-2 i wygrzewaniu przez 8 godzin fig. 5. microscopic images of the sample hardened after surfacing with bni-2 and soaking for 8 hours pomiary twardości wykazały różnice w twardości poszczególnych stref powłoki. strefa jasna (2) charakteryzuję się najniższą twardością rzędu 220 hv0,025 i jej twardość nie zależy od czasu procesu. wyższe wartości twardości otrzymano dla strefy szarej (3) – średnia twardość 1135 hv0,025. z otrzymanych danych wynika, że twardość tej strefy również nie zależy od czasu wygrzewania. strefa jasna oraz szara stanowi największy udział w powłoce. strefa ciemna (4) charakteryzuje się najwyższą twardością w powłoce i występuje w postaci wydzieleń o dendrytycznym kształcie. twardości, jakie osiągają obszary tej strefy, wynoszą od 1600 do ponad 2000 hv0,025, zależnie od czasu procesu. wraz ze wzrostem czasu rys. 6. oznaczenie stref w powłoce i obszarze dyfuzji dla lutu bni2: 1 – ziarna słupkowe w strefie dyfuzji, 2 – strefa jasna, 3 – strefa szara, 4 – strefa ciemna fig. 6. determination of areas in the coating and diffusion zone for brazing alloy bni-2: 1 – columnar grains in diffusion zone, 2 bright area, 3 gray area, 4 dark area obróbki spada twardość strefy ciemnej. ziarna w strefie dyfuzji (1) mają strukturę kolumnową i rozrastają się w kierunku podłoża. twardość tych ziarn wynosi od 1200 do ponad 1700 hv0,025. materiał modyfikowanej stali po hartowaniu wykazuje twardość na poziomie 750 hv0,025 (wartość średnia). rozkład twardości poszczególnych stref powłoki, ziarn słupkowych w strefie dyfuzji oraz podłoża w zależności od czasu procesu przedstawiono na rysunkach 7 i 8. rys. 7. wpływ czasu procesu wygrzewania lutu bni-2 wraz z późniejszym hartowaniem na twardość stref w powłoce, struktury kolumnowej w strefie dyfuzji oraz materiału podłoża fig. 7. influence of the soaking process time of bni-2 with the hardening to the hardness of areas in the coating, columnar structure in diffusion zone and base metal rys. 8. wpływ czasu procesu wygrzewania lutu bni-2 wraz z późniejszym hartowaniem na twardość stref w powłoce, struktury kolumnowej w strefie dyfuzji oraz materiału podłoża fig. 8. influence of the soaking process time of bni-2 with the hardening to the hardness of areas in the coating, columnar structure in diffusion zone and base metal czas procesu natapiania i wygrzewania w piecu próżniowym wpływa na wielkość obszaru struktury kolumnowej w strefie dyfuzji. wraz ze wzrostem czasu procesu rośnie głębokość, na jaką rozrastają się obszary faz międzymetalicznych. zależność wielkości ziarn słupkowych od czasu obróbki wyznaczono na podstawie pomiarów maksymalnych wielkości widocznych ziarn gmax (zgodnie z rysunkiem 9). na rysunku 10, w formie wykresu liniowego, przedstawiono zależność wielkości ziarn słupkowych w strefie dyfuzji od czasu wygrzewania i wariantu obróbki. wraz ze wzrostem czasu obróbki rośnie głębokość, na jaką rozrastają się ziarna w kierunku podłoża. zależność ta jest jednoznaczna w przypadku wariantu z hartowaniem po procesie wygrzewania. dla modyfikacji polegającej na samym wygrzewaniu przez 2 godziny zanotowano spadek wielkości ziarn o 5 μm w stosunku do obróbki, gdzie czas wynosił 1 godzinę. dalsze zwiększenie czasu procesu spowodowało rozrost obszarów faz międzymetalicznych na granicy o 45 μm. 32 przegląd spawalnictwa vol. 87 4/2015 rys. 9. oznaczenia maksymalnych i średnich wartości wielkości ziarn słupkowych w strefie dyfuzji fig. 9. i designations of the maximum and average size values of columnar grains in diffusion zone rys. 10. zależność wielkości ziarn słupkowych w strefie dyfuzji od czasu procesu wygrzewania i wariantu obróbki fig. 10. the dependence between the size of columnar grains in diffusion zone and the soaking time and process variant podsumowanie wyniki badań wykazały, że lut bni-2 w postaci pasty może być użyty do modyfikacji powierzchni stali. jego skład chemiczny zapewnia uzyskanie powłoki zbudowanej z trzech stref, w tym strefy ciemnej i szarej o wysokiej twardości. ponadto ciekły lut wykazuje powinowactwo metalurgiczne z materiałem podłoża, tworząc strukturę kolumnową w strefie dyfuzji powłoka podłoże. powłoka posiada strukturę wolną od wad oraz wykazuje ciągły charakter połączenia z podłożem, niezależnie od czasu procesu. przeprowadzone badania wpływu czasu wygrzewania w piecu próżniowym na zmianę twardości stref w powłoce oraz w obszarze struktury kolumnowej wykazały stabilizację zmian twardości poszczególnych stref wraz z czasem procesu. stabilizacja następuje dla procesu, gdzie czas wygrzewania wynosi co najmniej 4 godziny i jest związana ze zjawiskiem ujednorodnienia struktury pod wpływem wydłużonego czasu wygrzewania w wysokiej temperaturze. z uzyskanych danych wynika, że czas procesu wygrzewania lutu bni-2 na podłożu stalowym nie powinien być dłuższy niż 2 godziny. otrzymana wówczas powłoka zbudowana jest z osnowy, w której rozmieszczone są strefy o wysokiej twardości. na podstawie wyników badań metalograficznych powłoki bni-2 otrzymano zależność między głębokością, na jaką wrastają ziarna słupkowe w materiał podłoża a czasem wygrzewania. wraz ze wzrostem czasu obróbki rośnie wielkość ziarn w strefie dyfuzji powłoka podłoże. badania metalograficzne zahartowanych próbek nie wykazały niekorzystnych zmian struktury powłoki. hartowanie nie spowodowało delaminacji powłoki oraz pogorszenia jakości połączenia z podłożem stalowym. w badaniach własnych opisano strefy w powłoce jako strefa jasna, szara, ciemna oraz ziarna słupkowe w strefie dyfuzji. na podstawie analizy literaturowej [8,9], badań mikroskopowych struktury oraz pomiarów twardości można dokonać wstępnego opisu występujących stref. fazy tworzące ziarna słupkowe w strefie dyfuzji powłoka podłoże to prawdopodobnie borki nixby i/lub crxby bądź borki potrójne crxniybz, charakteryzujące się wysoką twardością. strefa jasna to miękka faza γ-ni. strefa szara to prawdopodobnie borki fexby. opisywane w pracy ciemne strefy charakteryzują się wysoką twardością oraz wysoką zawartością chromu. są to borki chromu crxby, najprawdopodobniej crb. do dalszej analizy budowy powłoki bni-2 pomocne będą układy równowagi fazowej oraz prace badawcze z tej tematyki. w celu potwierdzenia opisanych w pracy faz konieczne jest przeprowadzenie bardziej szczegółowych badań na mikroskopie elektronowym, wyposażonym w analityczny system wds przeznaczony do zaawansowanej jakościowej i ilościowej analizy składu chemicznego materiałów. system ten pozwala na dokonanie analizy ilościowej dla lekkich pierwiastków takich jak bor. literatura [1] granat k.: wieloskładnikowe stopy fe-c-cr-si odporne na zużycie, przeznaczone na odlewy i warstwy napawane, oficyna wydawnicza politechniki wrocławskiej, wrocław 2005. [2] dobrzański l. a.: kształtowanie struktury i własności powierzchni materiałów inżynierskich i biomedycznych, ocsco, gliwice 2009. [3] młynarczak a.: technologie i urządzenia do wytwarzania twardych dyfuzyjnych warstw węglikowych na narzędziach i częściach maszyn, inżynieria powierzchni, nr 3 2007, s. 30-37. [4] babul t., kondej a., baranowski m.: opracowanie technologii selektywnej modyfikacji powierzchni stali z wykorzystaniem lutów na bazie ni-cr, sprawozdanie z pracy statutowej, instytut mechaniki precyzyjnej, warszawa 2014. [5] ferenc k.: spawalnictwo, wydawnictwa naukowo-techniczne, warszawa 2013. [6] knotek o., lugscheider e.: brazing filler metals based on reacting ni-cr-b-si alloys, welding research supplement, october 1976, s. 315-318dostępny na rynku w postaci pasty, taśmy oraz folii. [7] ou c.l., d. liaw w., du y. shiue c., r. k.: brazing of 422 stainless steel using the aws classification bni-2 braze alloy, journal of materials science, volume 41, issue 19, october 2006, s. 6353-6361. [8] ruiz-vargas, j., siredey-schwaller, n., gey, n., bocher, p., hazotte, a.: microstructure development during isothermal brazing of ni/bni-2 couples, journal of materials processing technology, volume 213, 2013, s. 20–29. 404 not found 201407_pspaw.pdf 17przegląd spawalnictwa 7/2014 zastosowanie metody spawania wąskoszczelinowego w energetyce application of narrow-gap welding method   in power engineering streszczenie metoda spawania wąskoszczelinowego ma te zalety w stosunku do standardowego spawania łukiem krytym, że z uwagi na ma przekrój rowka pod spoinę mniejsza jest objętość spoiny, co wiąże się ze zmniejszeniem zużycia materiału dodatkowego, energii oraz krótszym czasem wykonania złącza. dodatkowo w wariancie spawania wąskoszczelinowego, wdrożonym i stosowanym w wydziale produkcji warsztatowej elektrowni bełchatów, dzięki opanowaniu ciągłego, jednoetapowego wykonywania spoiny, wyeliminowano występującą w tradycyjnej technologii fazę wstępną, a tym samym uniknięto ryzyka jej wpływu na jakość złącza spawanego. słowa kluczowe: energetyka, spawanie łukowe abstract advantages of narrow-gap welding method, compared with normal hidden arc welding: – due to more narrow weld groove, weld volume is lesser, – lesser welding material consumption, – lesser energy consumption and welding time. additionally, in narrow-gap welding method, implemented and used in belchatow power station by knowhow of continuous, one stage weld making, preliminary stage in traditional technology was eliminated, and by this, risk of preliminary welding stage influence for welded joint quality was excluded. keywords: power engineering, arc welding maria cecotka mariusz wnuk mgr inż. maria cecotka, mgr inż. mariusz wnuk – ewe autor korespondencyjny/corresponding author: maria.cecotka@gkpge.pl wstęp we wszelkich pracach inwestycyjnych, modernizacyjnych i remontowych w energetyce podstawowym procesem technologicznym jest spawanie. możliwość wykorzystania określonej metody spawania ograniczona jest m.in. miejscem wykonywania prac. zrozumiałe jest, że nie każdy sprzęt z uwagi na jego wielkość i stopień skomplikowania można zastosować na obiektach energetycznych. stąd dążenie, aby możliwie znaczną część prac wykonywać w warunkach warsztatowych. taka polityka działalności remontowo-produkcyjnej prowadzona jest w podpionie głównego inżyniera ds. utrzymania ruchu w oddziale elektrowni bełchatów, gdzie wdrożono i stosuje się system jakości w spawalnictwie, zgodny z pn-en iso 3834-2:2007 oraz zdobyto uprawnienia udt w zakresie remontu urządzeń ciśnieniowych (uc-20-1-n/1-93). wydział produkcji warsztatowej przygotowany jest do produkowania wielu tysięcy części zamiennych i podzespołów, a także do wykonywania remontów szerokiej gamy urządzeń cieplno-mechanicznych oraz wytwarzania konstrukcji. prowadzone w warsztatach prace wymagają stosowania różnorodnych metod połączeń elementów konstrukcyjnych. wśród nich są zarówno połączenia rozłączne – np. klinowe, wpustowe, sworzniowe, gwintowane, jak i połączenia nierozłączne – spajane (i tu wyróżniamy połączenia: spawane, zgrzewane, lutowane, klejone), nitowane oraz zaginane. bardzo istotną rolę odgrywają połączenia spawane i stąd wynika konieczność stosowania wielu metod spawania. przy doborze konkretnej metody spawania brana jest pod uwagę tzw. spawalność technologiczna. jest to zespół czynników technologicznych i konstrukcyjnych, które oddziałują na złącze spawane podczas jego wykonywania. 18 przegląd spawalnictwa 7/2014 czynnikami technologicznymi wpływającymi na warunki spawania są: – metoda spawania, – średnica materiału dodatkowego, – temperatura materiału spawanego, – temperatura otoczenia, – prędkość spawania. czynnikami konstrukcyjnymi mającymi wpływ na warunki spawania są: – grubość, kształt oraz stopień utwierdzenia elementów spawanych, – rodzaj złącza (spoina czołowa, pachwinowa), – granica plastyczności re materiału spawanego i stopiwa. wybór metody i parametrów spawania ma wpływ na – przemiany zachodzące w swc, – objętość stapianego materiału złącza (co wiąże się z poziomem naprężeń skurczowych towarzyszących spawaniu). wybór metody spawania oraz rodzaju spoiwa wpływa na ilość wodoru wprowadzonego do spoiny, z której może dyfundować do swc, powodując pęknięcia zimne. grubość układanych ściegów, technika spawania, temperatura wstępnego podgrzania wpływają na warunki stygnięcia złącza i wielkość oraz rozkład naprężeń po spawaniu. obróbka cieplna po spawaniu zmienia poziom naprężeń w złączu spawanym oraz jego właściwości mechaniczne i użytkowe. po podjęciu decyzji o samodzielnym wykonywaniu modernizacji podgrzewaczy wysokoprężnych należy pamiętać, że jedną ze szczególnie odpowiedzialnych operacji jest wykonanie spawanego złącza doczołowego dna sitowego i komory wodnej, o grubości 137,5 mm, dodatkowo złącze to jest złączem jednostronnym. przeanalizowano zatem dostępne w warsztatach metody spawania w aspekcie spawania elementów o dużych grubościach, co ujęto w tablicy i. wykonanie spoiny dla elementów o grubości 137,5 mm metodami dotychczas dostępnymi w warsztacie miało liczne wady: – zużycie dużej ilości stopiwa, – duże zużycie energii, – długi czas wykonania złącza, – było procesem o dużej uciążliwości – wysoka temperatura podczas spawania, – powodowało wydzielanie się dużej ilości szkodliwych pyłów i dymów. analizowane metody spawania w pełni nie zaspokajały wymagań zarówno co do jakości spoiny, ekonomicznych, jak i bhp. metodą spełniającą oczekiwania, choć wymagającą poniesienia wysokich nakładów, było wąskoszczelinowe spawania łukiem krytym. należy przy tym nadmienić, że wdrożony wariant spawania wąskoszczelinowego, opracowany na wydziale produkcji warsztatowej elektrowni bełchatów, jest zdecydowanie odmienny od typowego pod względem przygotowania elementów do spawania i wykonywania fazy wstępnej przed spawaniem zasadniczym. spawanie łukiem krytym metodę spawania łukiem krytym często stosuje się do wysoce odpowiedzialnych złączy doczołowych, szczególnie przy łączeniu elementów o dużej grubości. charakteryzuje się ona jednak: – dużym zużyciem materiału dodatkowego, ze względu na objętość rowka spawalniczego (rozszerzający się przekrój poprzeczny – rozwartość brzegów rowka rzędu 5÷10° na stronę), – dużą energochłonnością wynikającą z konieczności przetopienia znacznej ilości materiału dodatkowego w celu wypełnienia rowka spawalniczego, a także podgrzewania wstępnego i grzania podczas spawania dużych mas elementów łączonych, – znacznym ryzykiem wadliwości w pierwszej fazie spawania (zwłaszcza wielkogabarytowych elementów), – wysoką pracochłonnością przygotowania brzegów. sposób przygotowania do spawania głównego niesie za sobą znaczne ryzyko wadliwości: – warstwę przetopową o grubości ok. 4 mm spawacz wykonuje ręcznie metodą tig, a w dodatku, jeżeli jest to spoina obwodowa na elementach cylindrycznych – na całym obwodzie. jak trudne jest to zadanie ze względu na małą przestrzeń w głębokim rowku pod spoinę w elementach nagrzanych do temperatury ok. 350 °c, widać poglądowo na rysunku 1, – pierwszą po przetopie warstwę spoiny o grubości ok. 8 mm spawacz wykonuje również ręcznie elektrodą otuloną, w podobnych jak przy przetopie, trudnych i wysokotemperaturowych warunkach, – wykonaną warstwę spoiny należy oczyścić i wyszlifować przed przystąpieniem do spawania zasadniczego łukiem krytym, co w wąskiej szczelinie jest zadaniem niezwykle trudnym. wysoka temperatura nagrzanych wstępnie elementów i konieczności operowania palnikiem przez spawacza w bezpośrednim kontakcie z tymi elementami, w stosunkowo małej przestrzeni rowka pod spoinę, są przyczyną szczególnej uciążliwości procesu. rys. 1. ukosowanie brzegów do spawania łukiem krytym fig. 1. chamfering of edges for welding with covered bow 19przegląd spawalnictwa 7/2014 cecha metody metoda spawania elektrodą otuloną mag drutem proszkowym łukiem krytym tig zastosowanie metody uniwersalna ze względu na spawany gatunek stali, rodzaj konstrukcji, pozycję i miejsce spawania [4] uniwersalna ze względu na spawany gatunek stali, rodzaj konstrukcji, pozycję i miejsce spawania [5] ograniczone zastosowanie ze względu na wysoki koszt drutu; poza tym uniwersalna ze względu na spawany gatunek stali, rodzaj konstrukcji, pozycję i miejsce spawania nadaje się szczególnie do spawania grubych blach i długich złączy prostoliniowych, płaskich lub obwodowych preferowana do cienkich elementów ze stali stopowych i spoin o wysokiej jakości wydajność spawania niska (ok. 1÷3 kg stopiwa/godz.), przewyższa tylko metodę tig wyższa niż przy spawaniu elektrodą otuloną (2÷8 kg stopiwa/godz.) przy tym samym natężeniu prądu wyższa niż przy spawaniu metodą mag o ok. 10÷20% najwyższa spośród analizowanych (5÷15 kg stopiwa/godz.), ale tylko przy bardzo dużym natężeniu prądu spawania (powyżej 600 a) najniższa spośród wymienionych jakość spoin wysoka, ale zależna od umiejętności spawacza. spoiny mają wysoką plastyczność, zwłaszcza wielowarstwowe nieznacznie niższa od jakości spoin wykonanych elektrodami otulonymi wysoka – porównywalna do jakości spoin wykonanych elektrodami otulonymi spoiny czyste, gładkie. lecz jednowarstwowe, mają niską plastyczność i udarność spoiny wysokiej jakości, czyste metalurgicznie, gładkie lico spawanie elementów grubych można spawać elementy bardzo grube, ale wydajność jest niska można spawać wydajnie elementy bardzo grube, szczególnie odmianami wysokowydajnymi lub wąskoszczelinowo można spawać wydajnie elementy bardzo grube, szczególnie odmianami wysokowydajnymi lub wąskoszczelinowo, uzyskując większą wydajność niż w metodzie mag nadaje się szczególnie do spawania elementów grubych i bardzo grubych nie zaleca się do spawania elementów grubych podatność na powstawanie niezgodności spawalniczych umiarkowana – powstają głównie zażużlenia, pory, wady kształtu lica spoiny umiarkowana – powstają głównie przyklejenia, pory, wady kształtu lica spoiny umiarkowana – powstają głównie pory, wady kształtu lica spoiny mała – spoiny są czyste o dobrym wtopieniu, wilgotny topnik powoduje porowatość mała – spoiny są czyste; niewłaściwa technika może powodować przyklejenia skłonność do nasycenia złącza wodorem bardzo duża (hd > 20÷30 ml/100 g), gdy elektrody nie są suche bardzo niska (hd < 5 ml/100 g) niska (hd ≈ 5 ml/100 g) bardzo duża (hd > 15 ml/100 g), gdy topnik nie jest suchy bardzo niska (hd < 3 ml/100 g) stopień przemieszania materiału stopiwa z materiałem rodzimym niewielki – nie przekracza ok. 20% dość znaczny – powyżej 20%, zależy od natężenia prądu i rodzaju gazu dość znaczny – powyżej 20% bardzo duży przy wysokim natężeniu prądu, możliwe spawanie bez ukosowania brzegów do kilkunastu mm grubości zwykle niewielki z powodu ograniczenia prądu spawania czas pomocniczy, przygotowawczozakończeniowy przy spawaniu nadłuższy spośród porównywanych metod (częsta zmiana elektrod, usuwanie żużla) najkrótszy spośród porównywanych metod (rzadka wymiana bębnów z drutem, prawie nie czyści się spoin) podobny jak w metodzie mag; należy jednak usuwać powstały żużel dość długi czas przygotowawczy – wynika głównie z ustawiania i obsługi ciężkiego sprzętu nieznacznie dłuższy niż przy spawaniu mag wpływ procesu na spawacza i otoczenie wydziela się bardzo dużo szkodliwych pyłów i gazów ze spalenia otuliny wydzielane szkodliwe gazy, pyły i dymy oraz silne promieniowanie łuku wydzielane szkodliwe gazy, pyły i dymy oraz silne promieniowanie łuku najmniej szkodliwy proces, łuk jest osłonięty topnikiem, a operator oddalony od łuku głównym zagrożeniem jest promieniowanie łuku i wydzielanie ozonu tablica i. porównanie metod spawania elementów o znacznych grubościach table i. comparison of methods for welding parts with large thicknesses 20 przegląd spawalnictwa 7/2014 wąskoszczelinowe spawanie łukiem krytym spawanie wąskoszczelinowe jest to proces wykonywania doczołowych połączeń elementów o znacznych grubościach, ukosowanych na v, charakteryzujące się lekko rozwartym, pod kątem 0,5÷3°, rowkiem spoiny. przekrój poprzeczny rowka spoiny jest znacznie mniejszy niż w przypadku zwykłego spawania łukiem krytym. dzięki temu uzyskujemy następujące korzyści: – zmniejszenie ilości wprowadzonego stopiwa do złącza, – zmniejszenie jednostkowego zużycia energii, – skrócenie czasu wykonania złącza. natomiast uciążliwość fazy wstępnej, polegającej na przygotowaniu złącza do spawania głównego, przez zmniejszenie pola manewru w przestrzeni rowka dla spawacza ulega zwiększeniu. rys. 2. ukosowanie brzegów do spawania wąskoszczelinowego łukiem krytym fig. 2. chamfering of edges to the narrow-gap welding wąskoszczelinowe spawanie łukiem krytym zastosowane na wydziale produkcji warsztatowej elektrowni bełchatów celem wdrożenia metody spawania wąskoszczelinowego na wydziale produkcji warsztatowej, było nie tylko umożliwienie wykonania niezwykle ważnej spoiny w podgrzewaczu wysokoprężnym, ale także: – zmniejszenie uciążliwości procesu, – zmniejszenie pracochłonności, – ograniczenie ryzyka wadliwości złącza spawanego, – obniżenie kosztów. efekty te uzyskano dzięki odpowiedniemu zaprojektowaniu przygotowania elementów do spawania oraz opracowaniu takiej technologii spawania, w której praktycznie wyeliminowano występującą w tradycyjnej technologii fazę wstępną, a tym samym wyeliminowano ryzyko jej wpływu na jakość złącza spawanego. przygotowanie elementów do spawania zapewnia jednocześnie odpowiednio dokładne centrowanie łączonych elementów oraz ustalenie wymaganej szczeliny. technologia spawania oparta jest zasadniczo na zastosowaniu podkładki o grubości ok. 9 mm, która nie tylko ułatwia rozpoczęcie procesu spawania, ale także jest elementem centrującym. proces realizowany jest w następujący sposób: – mechaniczny montaż elementów, – podgrzanie do wymaganej temperatury, – sczepianie punktowe (spoiny ulegają całkowitemu przetopieniu podczas układania pierwszej warstwy), – jednoetapowe, ciągłe, automatyczne wykonanie spoiny łukiem krytym. taka forma wykonywania złącza ma istotny wpływ na efektywność procesu spawania poprzez: – zmniejszenie ilości wprowadzonego stopiwa do złącza, – zmniejszenie jednostkowego zużycia energii, – skrócenie czasu wykonania złącza (duża prędkość procesu), – mechanizację procesu, – wyeliminowanie ręcznych, uciążliwych, obarczonych ryzykiem operacji spawalniczych. możliwe są następujące techniki spawania wąskoszczelinowego: – jednościegowa, – dwuściegowa, – trzyściegowa. przedmiotowa odmiana ta ma też kilka wad, które w zasadzie są takie same dla wszystkich odmian spawania łukiem krytym: – brak możliwości obserwacji przebiegu procesu, – ograniczenie stosowania metody do pozycji podolnej i nabocznej spawania, – wysoki koszt urządzeń spawalniczych. rys. 3. zastosowany sposób ukosowania brzegów do spawania wąskoszczelinowego fig. 3. method used bevel edges for narrow-gap welding 21przegląd spawalnictwa 7/2014 ten sposób spawania wąskoszczelinowego łukiem krytym wymaga: – stosowania odpowiednich topników, – zapewnienia prowadnika dostosowanego do rowka spawalniczego i prowadzenia go w rowku bez zwarć, – precyzyjnego prowadzenia końca drutu elektrodowego w rowku spawalniczym. stąd też stanowisko do prowadzenia procesu musi być wyposażone w specjalistyczny, wysokiej jakości sprzęt. w skład stanowiska do spawania łukiem krytym na rys. 4. wykonywanie złącza spawanego (t=137,5) fig. 4. performance of the weldet joint (t=137,5) rys. 5. stanowisko z głowicą wąskoszczelinowa hng-s fig. 5. welding station with narrow-gap head hng-s wydziale produkcji warsztatowej elektrowni bełchatów wchodzą: – słupowysięgnik mak 3x4, – głowica spawalnicza hng-s z układem zasypywania topnika i układem sterowania – komplet firmy esab, – źródło prądu spawania laf 1000dc firmy esab, – obrotnik własnej konstrukcji i produkcji, – stacjonarny podajnik drutu ze szpul 300 kg własnej konstrukcji i produkcji. podsumowanie w energetyce odmianę wąskoszczelinowego spawania łukiem krytym można zastosować do spawania różnorodnych elementów konstrukcyjnych, a szczególnie grubościennych zbiorników ciśnieniowych. prezentowane stanowisko do wąskoszczelinowego spawania łukiem krytym umożliwia wykonywanie: – spawania elementów grubościennych – w zakresie grubości do 300 mm, – spoin wzdłużnych – do długości 3,0 mb, – spoin obwodowych – na elementach do średnicy ok. ø2500 mm. oczywiście istnieje także możliwość wykonania dodatkowego oprzyrządowania warsztatowego, a co się z tym wiąże – rozszerzenia zakresu wykonywania spoin metodą wąskoszczelinową łukiem krytym. literatura [1] praca zbiorowa: poradnik inżyniera spawalnictwo, wnt, 2005. [2] praca zbiorowa: technologia spawania i napawania stali, staliwa i żeliwa, skrypt instytutu spawalnictwa w gliwicach, gliwice, 1996. [3] l.m. gourd: podstawy technologii spawalniczych, wnt, warszawa 1997. [4] chmielewski t., węglowski m., kudła k.: nowe funkcje zasilaczy inwertorowych zbudowanych techniką micor do metody mma, przegląd spawalnictwa 10/2013, s. 59-64. [5] pocica a., popanda w., nowak d.: badania spoin wykonanych metodą mag w różnych osłonach gazowych. przegląd spawalnictwa 5/2014, s. 59-63. miesięczne i roczne spisy treści oraz streszczenia artykułów opublikowanych w przeglądzie spawalnictwa są dostępne na stronie internetowej: www.pspaw.pl 201308_pspaw_21ds.pdf 23przegląd spawalnictwa 8/2013 dawid majewski andrzej winiowski rozwój topników do lutowania twardego development of fluxes for brazing r in . awid majewski, dr in . ndrzej winiowski, prof. – instytut spawalnictwa, gliwice stract described trends in the development of modern brazing fluxes. fluxes developed and produced in the institute of welding in gliwice. research into new fluxes for difficult brazing materials–titanium and stainless steel. brazing properties of the newly developed fluxes and the quality and properties of joints made by them. treszczenie omówiono tendencje rozwoju nowoczesnych topników do lutowania twardego oraz topniki opracowane i wytwarzane dotychczas w instytucie spawalnictwa w gliwicach. opisano badania nad nowymi topnikami do lutowania twardego materiałów trudno lutowalnych – tytanu i stali nierdzewnej, a także właściwości lutownicze nowo opracowanych topników oraz jakość i właściwości połączeń lutowanych wykonanych z ich użyciem. wstęp podstawowym warunkiem zwilżenia lutowanych materiałów przez ciekłe spoiwo i utworzenia połączenia lutowniczego jest wysoka czystość łączonych powierzchni oraz lutu. taką czystość można uzyskać np. stosując odpowiedni topnik lutowniczy, którego podstawowym zadaniem jest usunięcie warstw tlenkowych oraz właściwe zabezpieczenie lutowanych elementów podczas całego procesu lutowania. topniki lutownicze obok spoiw (lutów) oraz atmosfer kontrolowanych (atmosfer ochronnych), zaliczane są do grupy dodatkowych materiałów lutowniczych, których zastosowanie w procesie lutowania warunkuje uzyskanie połączeń o wymaganych właściwościach eksploatacyjnych oraz dobrej jakości [7÷9]. w instytucie spawalnictwa od przeszło 25 lat prowadzone są prace nad opracowywaniem nowych lub modyfikacją już istniejących składów recepturowych topników lutowniczych (opracowano dotychczas kilkanaście rodzajów topników). w ostatnich latach opracowano i wdrożono do produkcji laboratoryjnej następujące topniki do lutowania twardego [3, 4, 14, 15]: – niskofluorkowe f6b (z amorficznym borem) oraz f10, przeznaczone do lutowania stali nierdzewnych (chromowych, chromowo–niklowych) oraz stopów miedzi (mosiądzów), – wysokoaktywny topnik f60t do lutowania tytanu w atmosferze powietrza. wszystkie topniki do lutowania twardego opracowane w instytucie spawalnictwa są wytwarzane bezpieczną ekologiczną metodą przemiału mokrego w zamkniętych młynach kulowych. są udostępniane w postaci trwałych past wodnych. topniki do twardego lutowania stali nierdzewnych i stop w iedzi do najczęściej stosowanych materiałów podstawowych na odpowiedzialne konstrukcje lutowane zalicza się stale wysokostopowe – nierdzewne, a wśród stopów miedzi – mosiądze. lutowność tych materiałów jest zróżnicowana, zależnie od ich składu chemicznego oraz od rodzaju tlenków występujących na ich powierzchniach. z uwagi na występowanie stosunkowo trwałych tlenków (tlenki chromu, niklu, molibdenu, aluminium, tytanu itp. – w przypadku stali wysokostopowych; tlenki cynku, ołowiu – w przypadku mosiądzów zwłaszcza ołowiowych), materiały te przed lutowaniem wymagają dokładnego oczyszczenia łączonych powierzchni (czyszczenie mechaniczne lub trawienie chemiczne) oraz w przypadku lutowania w powietrzu zastosowania odpowiednio aktywnego topnika lutowniczego [1, 2, 8÷14]. jak już wspomniano we wstępie, do najważniejszych zadań, jakie spełniać musi topnik lutowniczy, należą: redukcja chemiczna i rozpuszczanie istniejących warstw tlenkowych na powierzchni materiałów łączonych lutu, a także zapobieganie ponownemu ich utlenieniu w czasie lutowania. ponadto, odpowiednio dobrany 24 przegląd spawalnictwa 8/2013 topnik lutowniczy powinien również zmniejszać napięcie powierzchniowe lutu. topnikom stawiane są liczne szczegółowe wymagania [1, 2, 5÷10]: – temperatura topnienia i aktywności (temperatury te na ogół się pokrywają) nieco niższa od temperatury topnienia lutu, a temperatura parowania odpowiednio wyższa od tej temperatury, – równomierne rozpływanie się w temperaturze lutowania po łączonych powierzchniach materiałów i dobre wnikanie do kapilarnych szczelin lutowniczych, – skuteczna aktywność chemiczna w temperaturze lutowania i nieco poniżej oraz zdolność wiązania tlenkowych związków niemetalicznych na powierzchniach łączonych materiałów i lutu, – ochrona złącza przed działaniem gazów atmosfery procesu (powietrza), – tworzenie łatwo usuwalnego żużla i pozostałości topnikowych, wypływających na powierzchnię ciekłego lutu w trakcie powstawania połączenia lutowanego, – trwałość składu chemicznego i postaci w warunkach magazynowania, – zapewnienie możliwie najkorzystniejszych warunków bhp podczas lutowania, – zastosowanie w składzie recepturowym topnika związków, które w nieznacznym stopniu wpływają na degradację środowiska naturalnego. lutowanie twarde stali wysokostopowych i mosiądzów prowadzi się obecnie najczęściej w atmosferze powietrza z użyciem lutów srebrnych i odpowiednio wysokoaktywnych topników lutowniczych. dostępny asortyment tych topników jest duży, są to jednak głównie topniki wysokofluorkowe, gdyż tylko one zapewniają odpowiednią aktywność podczas procesu lutowania. w tablicy i podano przykładowe, typowe składy takich topników, wytypowane w wyniku analizy literaturowo– patentowej [1, 2, 9]. przedstawione składy recepturowe topników zawierają znaczne ilości toksycznych fluorków litowców. obecnie, w gospodarkach wysoko uprzemysłowionych krajów, panuje tendencja odchodzenia od stosowania toksycznych oraz szkodliwych związków chemicznych w składach recepturowych topników do lutowania twardego i zastępowania ich równie aktywnymi, lecz mniej toksycznymi substancjami. przykładem może być zastępowanie tradycyjnie dotychczas stosowanego fluorku potasu mniej toksycznym fluoroboranem potasu. w ten sposób na rynku pojawiły się topniki do twardego lutowania stali wysokostopowych, które zawierają niewielkie ilości toksycznych fluorków lub są całkowicie ich pozbawione [1, 9, 14, 15]. w instytucie spawalnictwa od wielu lat prowadzone są prace nad specjalistycznymi wysokoaktywnymi topnikami do twardego lutowania lutami srebrnymi stali wysokostopowych i stopów miedzi (mosiądzów). w 1996 r. opracowano i wdrożono do produkcji bezfluorkowy topnik lutosil [12]. topnik ten nie zawiera fluorków litowców, ale procentowa zawartość w nim fluoroboranów wynosi ponad 50%. ponadto, jak wykazały przeta lica . przykłady topników fluorkowych stosowanych do twardego lutowania spoiwami srebrnymi i mosiężnym [9, 14] ta le . examples of fluoride fluxes used for brazing with silver and brass filler metals [9, 14] lp. skład topnika wag zakres temperatury aktywności, ocskładniki zawartość, % mas. 1 b2o3 kbf4 kf 25 ÷ 36 22 ÷ 40 35 ÷ 43 500 ÷ 900 2 h3bo3 na2b4o7·10h2o kf (naf) nabf4 (kbf4) 20 ÷ 30 20 ÷ 30 20 ÷ 40 15 ÷ 30 600 ÷ 900 3 h3bo3 kf bezwodny 60 40 550 ÷ 850 4 h3bo3 kf kbf4 25 ÷ 35 35 ÷ 42 25 ÷ 40 500 ÷ 850 5 h3bo3 na2b4o7·10h2o caf2 35 50 15 brak danych 6 kbf4 na2b4o7·10h2o 70 30 brak danych 7 kbf4 kf h3po4 34 33 33 brak danych 8 h3bo3 na2b4o7·10h2o kbf4 lif 60 ÷ 80 5 ÷ 25 4 ÷ 10 1 ÷ 5 870 ÷ 920 prowadzone obserwacje tego topnika, jego trwałość chemiczna w postaci pasty wodnej jest niewielka. po paru miesiącach od wyprodukowania topnik ten krystalizuje i jego dalsze zastosowanie jest znacznie utrudnione. w 1999 r. opracowano kolejny topnik niskofluorkowy o nazwie handlowej f25 (zawartość fluorków ok. 25% wag.), również przeznaczony do lutowania stali wysokostopowych oraz stopów miedzi (mosiądzów) [11]. topnik ten należy do średnio aktywnych, niskofluorkowych topników lutowniczych. jednakże z uwagi na skomplikowany skład chemiczny wytwarzanie jego jest bardzo kłopotliwe. topnik nisko uorkowy z a or czny ore do lutowania stali nierdzewnych spośród stali wysokostopowych nierdzewnych szczególnie trudno lutowalne są stale nierdzewne chromowe (o strukturze ferrytycznej), trudnozwilżalne 25przegląd spawalnictwa 8/2013 ys. 1. makrostruktura połączenia stali x6cr17 wykonanego lutem srebrnym ag 244 i nowo opracowanym topnikiem niskofluorkowym f6b z borem, traw. odcz. adlera ig. 1. macrostructure of joints of steel x6cr17 made with silver braze grade ag 244 and newly developed low-fluoride flux f6b containing boron, etch. adler ok. 12 000 zł), w 2012 r. w instytucie spawalnictwa opracowano kolejny niskofluorkowy topnik, charakteryzujący się wysokimi właściwościami lutowniczymi, pozbawiony jednakże amorficznego boru [14]. na podstawie dotychczasowych doświadczeń nabytych w poprzednich pracach nad topnikami do lutowania twardego stali wysokostopowych jako osnowę nowego topnika zastosowano związki takie jak: tetraboran oraz pentaboran potasu. analiza literaturowa oraz przegląd udokumentowanych wyników badań w zakresie opracowań topników do lutowania twardego umożliwiły wytypowanie do badań fluorków potasu (kf, khf2) oraz tetrafluoroboranu potasu (kbf4), jako aktywatorów powyższej osnowy [8÷14]. pierwszy etap realizowanych badań nad nowym topnikiem polegał na opracowywaniu wariantów receptur próbek topnikowych, opartych na wytypowanych składach bazowych, sprawdzeniu ich temperatur topnienia i aktywności oraz ocenie zachowania się próbek podczas badań właściwości lutowniczych. właściwości lutownicze próbnych wersji topnika oceniano na podstawie próby rozpływności spoiwa. jako podłoże zastosowano płytki ze stali nierdzewnej x2crni18-9 (wg pn-en 10088-1) oraz mosiądzu cw508l (cuzn37 wg pn-en 1652). spoiwo, którego rozpływność oceniano na powyższych materiałach przy obecności badanych topników, stanowił srebrny lut ag 245 (b-ag45cuzn-665/745) wg pn-en iso 17672. wytrawione chemicznie próbki wraz z ułożonym lutem i topnikiem podgrzewano od dołu stacjonarnym palnikiem acetylenowo-tlenowym. na podstawie przeprowadzonych prób do dalszych badań wytypowano topnik próbny, któremu nadano symbol f10, charakteryzujący się najkorzystniejszymi właściwościami lutowniczymi, który poddano bardziej szczegółowym badaniom w oparciu o próby wnikania w kapilarne szczeliny lutownicze, a także technologiczne próby lutowania złączy zakładkowych i ocenę jakości oraz właściwości mechanicznych tych połączeń. ocenie poddano również trwałość konsystencji postaci pasty wodnej i właściwości lutowniczych topnika podczas magazynowania. próbne złącza zakładkowe ze stali nierdzewnej x2crni18-9 oraz mosiądzu cw508l, wykonane z użyciem topnika f10 i lutu srebrnego ag 245, poddano badaniom metalograficznym i wytrzymałościowym. złącza te lutowano płomieniowo w pozycji poziomej (płytki ułożone poziomo, swobodnie bez docisku, szerokość zakładki ok. 5 mm, topnik w szczelinie lutowniczej i przy wylocie zakładki), dozując lut ręcznie u wylotu zakładki. szerokość szczeliny lutowniczej ustalała się w tych warunkach samoczynnie w trakcie wpływania lutu. powyższa próba pozwala dodatkowo na dość ostrą ocenę właściwości kapilarnych lutu w obecności badanego topnika. na rysunku 2 przedstawiono polutowane złącza zakładkowe, przygotowane do badań metalograficznych. analizując rysunek 2, można zaobserwować wysoką aktywność topnika oraz skuteczne czyszczenie chemiczne w obszarze całego złącza. przez luty srebrne. w dostępnej literaturze można znaleźć informację,że poprawę tego stanu może przynieść niewielki dodatek amorficznego boru do topnika fluorkowego przeznaczonego do lutowania tych stali. powoduje on zwiększenie zakresu temperatur aktywności topnika (zarówno maksymalnej, jak i minimalnej), wydłużenie jego trwałości termicznej podczas procesu nagrzewania, a także wzrost aktywności [14]. stwierdzono również, że sam bor nie jest wystarczającym dodatkiemi należy do topnika dodatkowo wprowadzić aktywatory w postaci przynajmniej jednego z następujących pierwiastków: mo, w, mn, ni, pd, cu lub ag – w postaci czystej lub stopu. dodatkową korzyścią wynikającą z wprowadzenia boru do topników wysokofluorkowych jest możliwość obniżenia w nich zawartości toksycznych fluorków z zachowaniem wymaganej aktywności topnika, co w istotnym stopniu zmniejsza zagrożenia zdrowotne, jakim poddawany jest lutowacz [14]. uwzględniając te spostrzeżenia, podjęto w instytucie spawalnictwa badania recepturowo–technologiczne nad topnikami fluorkowymi z borem i opracowano niskofluorkowy topnik tego typu. połączenia zakładkowe stali x6cr17 lutowane spoiwem ag 244 (b-ag44cuzn-675/735) wg pn-en iso 17672:2010 z użyciem tego topnika wykazały na podstawie badań metalograficznych i wytrzymałościowych dobrą jakość (rys. 1) oraz wysoką wytrzymałość na ścinanie wynoszącą ok. 200 mpa. końcowa wersja recepturowa nowo opracowanego topnika o przyjętej nazwie handlowej f6b zawiera korzystnie obniżony poziom fluorków do minimalnej zawartości wagowej 6÷8% oraz ok. 0,5% boru amorficznego. topnik nisko uorkowy 10 do lutowania stali nierdzewnych i stop w iedzi z uwagi na stosunkowo wysoką cenę topników lutowniczych zawierających w składzie recepturowym amorficzny bor (cena 1 kg amorficznego boru wynosi 26 przegląd spawalnictwa 8/2013 na rysunkach 3 i 4 przedstawiono makrostruktury przekrojów poprzecznych połączeń. złącza te nie wykazują jakichkolwiek niezgodności lutowniczych, zwłaszcza pustek, czy też pozostałości topnikowych. ponadto zastosowanie tego topnika umożliwia otrzymanie gładkiego, pozbawionego niezgodności powierzchniowych lica lutowiny i właściwego kształtu wypływki pachwinowej u wylotu szczeliny lutowniczej. badania wytrzymałościowe połączeń wykazały, że charakteryzują się wysoką wytrzymałością. średnia wytrzymałość połączeń na ścinanie wynosi 199 mpa. ys. 2. złącza zakładkowe do badań metalograficznych wykonane z zastosowaniem topnika f10 i lutu ag 245 (szer. zakładki 5 mm), mosiądz cw508l (a), stal nierdzewna x2crni18-9 (b) ig. 2. lap joints for metallographic examinations carried out using of the f10 flux and braze ag 245 (lenght of lap 5 mm), brass cw508l (a), stainless steel x2crni18-9 (b) topnik 0t do twardego lutowania tytanu w at osferze powietrza lutowność tytanu oraz jego stopów związana jest głownie z wysokim powinowactwem chemicznym tego reaktywnego metalu do innych pierwiastków, zwłaszcza gazów występujących w powietrzu, tj.: tlenu, azotu i wodoru. podstawowym utrudnieniem procesu jego lutowania jest powstający podczas nagrzewania trwały tlenek tio2. intensywność powstawania tego tlenku jest szczególnie wysoka w zakresie temperatury 650÷700oc, charakterystycznej dla lutowania lutami srebrnymi. w tej temperaturze na powierzchni tytanu powstaje niezwilżalna przez luty warstewka kruchego roztworu stałego z tlenem i azotem. przy nagrzewaniu tytanu i jego stopów do temperatury powyżej 900oc w atmosferze powietrza, na ich powierzchni powstają również kruche azotki tytanu [3, 7, 9]. lutowanie twarde podzespołów maszyn i urządzeń wykonanych z tytanu i jego stopów prowadzi się obecnie prawie wyłącznie w piecach z atmosferami kontrolowanymi (czyste atmosfery neutralne chemicznie lub próżnia) [3, 4, 7, 8, 10]. jednakże zachodzi niekiedy potrzeba polutowania niewielkich elementów z tego metalu na powietrzu (galanteria metalowa, obudowy lamp, oprawki okularów itp.). mogą również wystąpić przypadki, gdy element tytanowy wymagający lutowania ma duże wymiary gabarytowe lub jest na stałe związany z większą konstrukcją (elementy instalacji). wówczas istnieje możliwość prowadzenia procesu lutowania w atmosferze powietrza przy zastosowaniu: – stosunkowo szybkiego (krótki czas procesu) nagrzewania płomieniowego lub indukcyjnego, – spoiwa srebrnego, – specjalistycznego, wysokoaktywnego chemicznie topnika. do procesu lutowania twardego tytanu w atmosferze powietrza jest niezbędny wysokoaktywny topnik lutowniczy. większość topników zalecanych do lutowania różnych metali, nawet tych o najtrwalszych tlenkach, jest nieprzydatna w przypadku tytanu i jego stopów. nie odtleniają one skutecznie powierzchni łączonych elementów, a także nie zapewniają właściwej ochrony tego reaktywnego metalu przed utlenieniem w temperaturze lutowania i w efekcie nie stwarzają prawidłowych warunków do zwilżenia powierzchni łączonych elementów stopionym lutem. w celu zapewnienia takiego działania topnik zastosowany do lutowania tytanu powinien spełniać przynajmniej jeden z podanych poniżej warunków [3, 4, 9]: – usuwać niezwilżalną przez luty warstewkę tlenku i azotku tytanu przez absorpcję lub jej chemiczne roztwarzanie, – oddziaływać aktywnie na powierzchnię metalu pod warstwą tlenków i azotków, przez co warstwa ta jest usuwana podczas płynięcia lutu. po spełnieniu tych warunków składniki topnika powinny w następnej kolejności wejść w reakcję z tytanem, wykorzystując jego zdolność do redukcji metali z roztopionych soli. powierzchnia tytanu pokrywa się wówczas warstewką zredukowanego metalu, który zapobiega dalszemu utlenianiu [3, 4, 9]. ys. 3. makrostruktura połączenia zakładkowego z mosiądzu cw508l wykonanego lutem srebrnym ag 245 i topnikiem f10 ig. 3. macrostructure of brass overlap cw508l made by silver filler metal ag 245 and flux f10 ys. 4.. makrostruktura połączenia zakładkowego ze stali nierdzewnej x2crni18-9, wykonanego lutem srebrnym ag 245 i topnikiem f10 ig. 4. macrostructure of stainless steel overlap x2crni18-9 made by silver filler metal ag 245 and flux f10 a 27przegląd spawalnictwa 8/2013 badania właściwości lutowniczych topnika prowadzono wg metodyki opracowanej i sprawdzonej we wcześniejszych pracach instytutu spawalnictwa nad topnikami, a więc opartej na klasycznej próbie rozpływności [3, 4, 11÷15]. spoiwo, którego rozpływność oceniano na próbkach tytanowych grade 2 wg astm b265 przy obecności badanego topnika, stanowił lut srebrny ag 245 (bag45cuzn-665/745) wg pn-en iso 17672. wytrawione chemicznie próbki tytanowe wraz z ułożonym lutem i topnikiem podgrzewano od dołu stacjonarnym palnikiem acetylenowo-tlenowym. podczas prób oprócz rozpływności lutu obserwowano również: przebieg topienia i spalania się składników topnika, czyszczenie chemiczne powierzchni płytki tytanowej przez topnik, temperaturę topnienia i rozpływności topnika, a także rodzaj i ilość powstającego żużla oraz łatwość jego usuwania. dla finalnych najkorzystniejszych technicznie wersji topnika badania rozpływności uzupełniono próbami lutowania złączy zakładkowych i oceną metalograficzną ich jakości oraz właściwości mechanicznych. ocenie poddano również trwałość konsystencji i właściwości lutowniczych topników. w wyniku badań stwierdzono, że najkorzystniejszy wpływ na właściwości lutownicze topnika spośród wszystkich wytypowanych związków chemicznych tworzących w trakcie lutowania na powierzchni tytanu warstwę ochronną przed utlenieniem, wykazuje topnik o symbolu f60t, zawierający w składzie recepturowym chlorek cynku (ii). dla topnika f60t przygotowano połączenia zakładkowe z tytanu grade 2 z zastosowaniem lutu srebrnego ag 245. na rysunku 5 przedstawiono makrostrukturę przekroju poprzecznego połączenia przy szerokości szczeliny lutowniczej wynoszącej 0,05÷0,12 mm. przeprowadzone badania metalograficzne pokazują, iż możliwe jest prawidłowe wykonanie złączy zakładkowych wykonanych z tytanem z zastosowaniem lutu srebrnego oraz specjalistycznego topnika lutowniczego f60t. topnik ten umożliwia otrzymanie gładkiego, pozbawionego niezgodności powierzchniowych lica lutowiny, przy szerokości zakładki 5 mm. wytrzymałość na ścinanie złączy lutowanych wynosiła średnio 163 mpa. ys. 5. makrostruktura połączenia tytanu grade 2 wykonanego lutem srebrnym ag 245 i nowo opracowanym topnikiem wysokofluorkowym f60t, traw. odcz. adlera ig. 5. macrostructure of joints of titanium grade 2 made with silver braze ag 245 and newly developed high-fluoride flux f60t, etch. adler wnioski przeprowadzone badania recepturowe pozwoliły na opracowanie niskofluorkowych topników f6b i f10 do twardego lutowania lutami srebrnymi stali nierdzewnych (chromowych i chromowo–niklowych) oraz stopów miedzi (mosiądzów), a także aktywnego i trwałego podczas przechowywania topnika f60t do lutowania tytanu w atmosferze powietrza. topniki – niskofluorkowe f6b i f10 do lutowania stali nierdzewnych i mosiądzu oraz wysokofluorkowy f60t do lutowania tytanu na powietrzu, charakteryzują się dobrymi właściwościami lutowniczymi, potwierdzonymi pozytywnymi wynikami prób rozpływności i technologicznych prób lutowania złączy próbnych z użyciem spoiwa srebrnego. połączenia stali nierdzewnej, chromowej x6cr17, chromowo–niklowej x2crni18-9, mosiądzu cw508l i tytanu grade 2 lutowane spoiwem srebrnym, odpowiednio z użyciem nowo opracowanych topników, wykazały wysoką jakość oraz wytrzymałość na ścinanie. literatura [1] baskin y., bemis l.: effective brazing using safer fluxes, welding design and fabrication, july 2003. [2] łaško n.f., łaško s.v.: pajka metałłov. mašinostrojenie, moskva. 1984. [3] majewski d.: lutowanie tytanu w atmosferze powietrza, inżynieria materiałowa nr 4 (188), 2012. [4] mirski z., majewski d.: lutowność tytanu w warunkach płomieniowego lutowania twardego pod osłoną topnika, przegląd spawalnictwa nr 1/2013, s. 3 ÷ 7. [5] müller w., müller j.u.: löttechnik. dvs, düseldorf, 1995. [6] pietrunin i. e.: fiziko-chimičeskije processy pri pajkie. wysšaja skoła, moskva, 1972. [7] praca zbiorowa. poradnik inżyniera. spawalnictwo. t. 1 i 2, wnt. warszawa 2004/2005. [8] praca zbiorowa: brazing handbook. aws, miami, florida, 1991. [9] praca zbiorowa: spravočnik po pajkie. mašinostrojenie, moskva. 2003. [10] schwartz m.: brazing. wyd. 2, asm international, materials park, ohio, 2003. [11] winiowski a., lis u.,: opracowanie niskofluorkowego topnika do lutowania spoiwami srebrnymi stali wysokostopowych. praca badawcza instytutu spawalnictwa nr gn-7/st-143, [12] winiowski a., lis u.: badania nad topnikami niskoi bezfluorkowymi do lutowania twardego. praca badawcza instytutu spawalnictwa nr cc-48/st-92. [13] winiowski a., lis u.: studium i badania w zakresie lutowania metali i stopów. praca badawcza instytutu spawalnictwa nr gh-20/st-73/1995. [14] winiowski a., majewski d.: nowe topniki do lutowania twardego stali nierdzewnych oraz tytanu i jego stopów, biuletyn instytutu spawalnictwa, nr 6, 2008. [15] winiowski a., majewski d.: opracowanie niskofluorkowego topnika do twardego lutowania stali wysokostopowych i mosiądzu, zadanie badawcze nr cc-53/2, instytut spawalnictwa, gliwice 2012. ps 11 2017 art 19przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 detekcja ubytków korozyjnych w rurociągach  metodą dalekozasięgowej defektoskopii ultradźwiękowej corrosion damage detection on pipelines using long range ultrasonic testing method dr inż. łukasz sarniak, dr inż. maciej szwed, dr inż. andrzej zagórski – politechnika warszawska. autor korespondencyjny/corresponding author: lukasz.sarniak@wimpw.edu.pl streszczenie w niniejszym artykule omówiono metodykę, zastosowania oraz możliwości badań metodą dalekozasięgowej defektoskopii ultradźwiękowej (lrut – ang. long.range.ultrasonic. testing). metoda umożliwia zobrazowanie całej ścianki rury z jednego położenia przetworników oraz detekcję i lokalizację nieciągłości w postaci ubytków grubości i efektów korozji na rurociągach. wykorzystuje tzw. fale kierowane (ang. guided. waves) rozchodzące się wzdłuż rury, wytwarzane przez opaski, składające się z wielu połączonych ze sobą modułów piezoelektrycznych. odebrany sygnał, w postaci zobrazowania amplitudowego w czasie (a-scan), dostarcza informacji odnośnie do lokalnych zmian przekroju poprzecznego rury. słowa kluczowe: defektoskopia dalekozasięgowa; fale kierowane; guided waves; rurociągi abstract this article discusses the methodology, applications and capabilities of long range ultrasonic testing (lrut) method. the method allows screening the entire pipe wall, over tens of meters, from a single inspection position, as well as detection and location of discontinuities in the form of wall loss and corrosion effects on pipelines. it uses guided waves propagating in the axial direction of the pipe, excited by transducer rings consisting of connected piezo electric modules. the received signal, in form of amplitude -time scan (a-scan), provides information on general variations in the total cross-sectional area of pipe. keywords: lrut; guided waves; screening; pipelines wstęp metoda dalekozasięgowej defektoskopii ultradźwiękowej (lrut – ang. long.range.ultrasonic.testing), nazywana również metodą fal kierowanych lub metodą fal prowadzonych (gwt – ang..guided.waves.testing), jest coraz szerzej stosowana na świecie do nieniszczącej diagnostyki rurociągów. metoda ta umożliwia szybkie skanowanie długich odcinków rur pod kątem wykrywania ubytków korozyjnych i innych wad. zjawiska korozyjne zachodzące na zaizolowanych ruro ciągach są jednym z aktualnych problemów napotykanych w przemyśle rafineryjno-petrochemicznym, gazowniczym i chemicznym. korozja zewnętrzna i wewnętrzna nie może zostać skutecznie wykryta bez usunięcia izolacji, co w praktyce jest zazwyczaj zbyt kosztowne. problem jest jeszcze istotniejszy w przypadkach takich jak przejścia podziemne rurociągów pod drogami, w których dostęp do rury jest dodatkowo ograniczony. wykopanie takiej rury celem przeprowadzenia badań wizualnych bądź ultradźwiękowych wiązałby się z ogromnymi kosztami. zastosowanie fal ultradźwiękowych o niskiej częstotliwości, skierowanych wzdłuż ścianki łukasz sarniak, maciej szwed, andrzej zagórski przeglad welding technology review rury, jest potencjalnie bardzo efektywnym rozwiązaniem tego problemu. fale ultradźwiękowe mogą rozprzestrzeniać się pod izolacją na długich dystansach, a ich emisja i odbiór może się odbywać za pomocą przetworników umieszczonych w małym obszarze, w którym izolacja została lokalnie usunięta [1,2]. podstawy fizyczne w porównaniu do ultradźwiękowych fal w elementach „objętościowych”, których występują tylko 2 rodzaje (podłużne i poprzeczne), w blachach i rurach może występować wiele różnych rodzajów fal ukierunkowanych równolegle do powierzchni. ze względu na swoją specyfikę, w badaniach metodą lrut wykorzystywane są w przede wszystkim fale poprzeczne horyzontalne (sh – ang. shear. horizontal. waves). charakterystykę ich rozchodzenia się zobrazowano na rysunku 1. doi:.http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v89i11 .828 20 przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 charakteryzuje je zerowe przemieszczenie w kierunku grubości blachy (kierunku promieniowym w przypadku rur), stała prędkość fazowa i grupowa w podstawowym trybie oraz możliwość prostego opisu objętościowego przemieszczenia fali ultradźwiękowej. ponieważ nie są one falami dyspersyjnymi (ich prędkość nie jest funkcją częstotliwości), można za ich pomocą w prosty sposób określać odległości od ewentualnych wad w postaci nieciągłych zmian grubości [1]. w przypadku badań rur metodą lrut mamy na ogół do czynienia z trzema rodzajami fal ultradźwiękowych ukierunkowanych: falami skrętnymi (ang. torsional.waves), falami podłużnymi (ang. longitudinal.waves) oraz falami zakrzywionymi (ang. flexural.waves). porównanie sposobu ich rozchodzenia się w rurach przedstawiono schematycznie na rysunku 2. rys.  1.  charakterystyka rozchodzenia się fal poprzecznych horyzontalnych fig. 1. displacement characteristics of shear horizontal waves rys. 3. zdjęcie systemu ultrawave lrt firmy olympus zamontowanego na rurociągu fig.  3. picture of olympus ultrawave lrt system mounted on a pipeline rys. 2.  porównanie sposobu rozchodzenia się w rurach kierowanych fal ultradźwiękowych: a) podłużnych, b) skrętnych, c) zakrzywionych fig.  2. comparison of propagation of ultrasonic guided waves in pipes: a) longitudinal b) torsional c) flexural sterująca steruje modułami piezoelektrycznymi ułożonymi w opaski nałożone na rurę. układ nie wymaga ośrodka sprzęgającego, a docisk przetworników do powierzchni rury jest realizowany przez napełnienie sprężonym powietrzem obejmującej je dętki. procedura badawcza polega na zamocowaniu zestawu przetworników wokół rury w jednym położeniu. oprzyrządowanie sterowane komputerowo wysyła fale kierowane w obu kierunkach wzdłuż rury i przetwarza powracający sygnał. sygnał ten jest przetwarzany w formie zobrazowania typu a (a-scan) przedstawiającego położenie i amplitudę wskazań zmian przekroju rury. aby odróżnić wskazania pochodzące od wad „z prawej” i „z lewej” strony rurociągu stosuje się zdwojony układ przetworników odbiorczych, pozwalających na podstawie czasu przejścia fal stwierdzić, z której strony przychodzą do odbiorników odbite od wad sygnały. źródłem tych sygnałów mogą być spoiny, rozgałęzienia, kołnierze itp., jak również ubytki korozyjne lub pęknięcia. zdjęcia systemu ultrawave lrt firmy olympus zamontowanego na rurociągu przedstawiono na rysunku 3 [2,3]. fale kierowane podłużne propagują w kierunku osiowym rury, a kierunek drgań cząsteczek ośrodka jest promieniowy i osiowy. fale skrętne również propagują w kierunku osiowym rury, ale cząsteczki ośrodka drgają w kierunku obwodowym. są szczególnie użyteczne w kontekście określania odległości od ewentualnych nieciągłości. fale zakrzywione mają z kolei trajektorię spiralną, w związku z czym „owijają się” wokół rury pod pewnym kątem, zależnym od orientacji osiowej i obwodowej. w tym przypadku kierunek drgań cząsteczek ośrodka jest wypadkową kierunku osiowego, promieniowego i obwodowego. fale zakrzywione stosowane są do charakterystyki kierunkowej potencjalnych nieciągłości, ponieważ umożliwiają ogniskowanie fali ultradźwiękowej i szacowanie położenia nieciągłości na obwodzie rury. umożliwiają także badania kolan i obszarów znajdujących się za nimi [1,3]. metodyka badawcza metoda lrut umożliwia zobrazowanie grubości ścianki rury na całej długości pomiarowej z jednego położenia przetworników na powierzchni zewnętrznej. pozwala na detekcję i lokalizację wad w postaci ubytków grubości ścianki rury. w badaniach stosowane są fale ultradźwiękowe o niskich częstotliwościach – zazwyczaj poniżej 100 khz. jednostka zakres obserwacji zasięg badania w metodzie lrut zależy od wielu czynników, ale w większości aplikacji dochodzi do kilkudziesięciu metrów. typowe zakresy obserwacji, w zależności od geometrii rurociągu oraz sposobu izolacji, są następujące (w sumie, w obu kierunkach) [1,4÷6]: – proste rurociągi naziemne w dobrym stanie technicznym: 50÷200 m, – proste rurociągi naziemne, izolowane termicznie watą szklaną: 40÷175 m, – przejścia przez ściany: 1÷8 m, – rurociągi preizolowane: 10÷30 m, – rurociągi podziemne: 10÷30 m, – rurociągi z powłoką bitumiczną: 2÷25 m. odległość, na której można określić występujące wady, zależy także od stanu technicznego rurociągu: – rurociągi naziemne lekko skorodowane: 20÷50 m, – rurociągi naziemne silnie skorodowane: 15÷30 m, – typowe rurociągi naziemne eksploatowane: 80÷100 m. w badaniach należy również uwzględnić istnienie strefy martwej o długości ok. 1 m po obu stronach opaski z przetwornikami. obszary pomiarowe powinny się zatem zazębiać w taki sposób, aby strefa ta została przebadana. możliwości interpretacji wyników w bezpośrednim sąsiedztwie kołnierzy, trójników, zaworów i innych akcesoriów są także w pewnym stopniu ograniczone. a) b) c) kierunek propagacji fali kierunek drgań cząsteczek ośrodka opaska z przetwornikami laptop jednostka sterująca 21przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 rys. 4. krzywe dac wykorzystywane do klasyfikacji wskazań fig. 4. dac curves used for classification of indications rys. 5. przykładowe zobrazowanie wyników badań rury stalowej metodą lrut z zaznaczonymi wskazaniami fig. 5. example of lrut results of a steel pipe with marked indications rys. 6. przykład osiowo-obwodowej lokalizacji wskazań otrzymanych metodą lrut po rozwinięciu powierzchni rury na płaszczyźnie fig. 6. an example of axial-circumferential location of indications obtained by lrut as unfolded pipe surface klasyfikacja wskazań wad oszacowana wielkość ubytku zależy od jego wymiaru na przekroju poprzecznym rury (csa – ang. cross-sectional. area. loss). w optymalnych warunkach istnieje możliwość detekcji ubytków przekroju na poziomie ok. 3% csa [6]. na otrzymanym zobrazowaniu generowane są następujące krzywe dac, przedstawione na rysunku 4: – krzywa reflektora nieograniczonego (np. kołnierz lub koniec rury) – krzywa odniesienia [0 db], – krzywa spoin [-14 db] malejąca o 14 db na każdej kolejnej spoinie, – krzywa kategorii 3 [-20 db], – krzywa kategorii 2 [-26 db], – krzywa poziomu szumów strukturalnych [-32 db]. kalibracja urządzenia polega na dopasowaniu poziomu „krzywej dac spoin” do amplitudy sygnałów ultradźwiękowych odbitych od spoin obwodowych rurociągu. analiza wielkości ubytku odbywa się na podstawie amplitudy sygnału odbitej fali kierowanej, a wskazania wad klasyfikowane są na poszczególne kategorie: – kategoria 1 (cat 1.): wskazania pomiędzy poziomem szumów a krzywą kategorii 2 – wskazania mało istotne – dalsze działania nie są konieczne, a wadę należy zweryfikować w kolejnym cyklu pomiarowym. – kategoria 2 (cat 2.): wskazania pomiędzy krzywą kategorii 2 a krzywą kategorii 3 – wskazania o umiarkowanej istotności – zalecana jest weryfikacja innymi metodami ndt. – kategoria 3 (cat 3.): wskazania powyżej krzywej kategorii 3 – wskazania najbardziej istotne – niezbędna jest weryfikacja innymi metodami ndt. na zobrazowaniach przedstawionych na rysunkach 5 i 6 oznaczono lokalizację opaski z przetwornikami oraz sygnały pochodzące od kołnierzy, trójnika, spoin i ubytków materiału. zastosowania metody w tablicy i przedstawiono zakres stosowalności metody dalekozasięgowej defektoskopii ultradźwiękowej w zależności od geometrii rurociągu, długości, stanu powierzchni, powłok, mediów, lokalizacji oraz dostępu do badanego obiektu. przykładami najlepszych aplikacji metody są: badania bardzo długich rurociągów; badania obudowanych przejść rurociągów przez ściany, drogi i mosty; badania rurociągów z izolacją termiczną bez konieczności ich odizolowywania; badania rurociągów na estakadach bez konieczności budowy rusztowań; wykrywanie efektów korozji pod podporami rurociągów itp. krzywa reflektora nieograniczonego krzywa spoin [-14 db] a m pl it ud a odległość krzywa kategorii 2 [-26 db] krzywa poziomu szumów strukturalnych [-32 db] krzywa kategorii 3 [-20 db] 22 przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 wnioski  badania metodą dalekozasięgowej defektoskopii ultradźwiękowej rurociągów prowadzone są obecnie na całym świecie. dają one możliwość szybkiego skanowania kilkudziesięciu metrów rurociągu, z jednego położenia przetworników, pod kątem stwierdzenia ewentualnych ubytków korozyjnych. ponieważ przygotowanie powierzchni nie jest zazwyczaj wymagane, a oprzyrządowanie może być zamontowane na rurze w bardzo krótkim czasie, istnieje możliwość przebadania długich odcinków w krótkim czasie, co w rezultacie przekłada się na redukcję kosztów. korzyści wynikające ze stosowania metody lrut, to również możliwość badania niedostępnych części, w tym rurociągów zaizolowanych, przejść podziemnych i przejść przez ściany. do głównych ograniczeń metody można zaliczyć ograniczenia zakresu pomiarowego w przypadku rurociągów pokrytych warstwami silnie tłumiącymi fale ultradźwiękowe oraz zależność skuteczności metody od kwalifikacji i doświadczenia operatora systemu badawczego [1,2]. literatura [1] lowe m.j.s., cawley p.: long range guided wave inspection usage – current commercial capabilities and research directions, department of mechanical engineering, imperial college, london, 2006. [2] szelążek j.: ultradźwiekowa defektoskopia dalekozasięgowa, ippt pan, warszawa. [3] olympus scientific solutions academy, guided waves theory, materiały szkoleniowe, 2016. [4] marques f.c.r., demma a.: ultrasonic guided waves evaluation of trials for pipeline inspection, 17th wcndt, 2008, china. [5] demma a., alleyne d., pavlakovic b.: testing of buried pipelines using guided waves, middle east nondestructive testing conference & exhibition, bahrain, manama. [6] olympus, introduction to guided wave inspection theory and technology, http://www.olympus-ims.com, 2017. parametr stosowalność metody lrut wysoka średnia niska geometria rurociągu prosty rurociąg, mała ilość kształtek: kolan, trójników, etc. średnia ilość kształtek: kolan, trójników, etc. duża ilość kształtek: kolan, trójników, etc. długość rurociągu duża średnia mała stan powierzchni rurociągu gładka ślady korozji wżerowej na powierzchni powierzchnia silnie skorodowana wżerowo obecność powłok, warstw, izolacji etc. brak powłok, otuliny z wełny mineralnej, rury osłonowe, etc. powłoki malarskie powłoka bitumiczna i inne powłoki o dużej lepkości położenie rurociągu naziemny, na estakadzie – podziemny dostęp do rurociągu ograniczony średni dobry medium gaz, ciecz o małej lepkości ciecz o umiarkowanej lepkości ciecz o dużej lepkości tablica i. zakres stosowalności metody lrut table i. applicability of the lrut method 201312_pspaw_25gt.pdf 29przegląd spawalnictwa 12/2013 piotr baniukiewicz optimization of radiogram thresholding procedure optymalizacja procedury progowania radiogramów streszczenie praca porusza zagadnienia związane z procesem automatycznej obróbki i analizy cyfrowych zdjęć radiograficznych połączeń spawanych. w pracy zaprezentowano metodę doboru parametrów progowania zdjęć radiograficznych celem ekstrakcji obiektów – potencjalnych niezgodności spawalniczych. dobór optymalnych parametrów procedury progowania dokonywany jest za pomocą techniki programowania genetycznego. abstract this study deals with the automated segmentation of radiographic pictures, which is an important task in the process of automatic weld defect recognition. generally, the process of radiogram binarisation is controlled by several parameters, the selection of which is a very demanding task that strongly influences the overall results. this paper presents an algorithm for an automatic selection thresholding method as well as its parameters using genetic programming techniques. the proposed method could be applied as part of the industrial process of automatic radiogram analysis. dr inż. piotr bani kiewicz – zachodniopomorski uniwersytet technologiczny w szczecinie introd ction radiography is an important part of modern non-destructive testing. its technical applications focus mainly on but are not limited to, the assessment of the quality of metal parts and their connections. the greatest drawbacks of digital radiography are related to time and cost. radiographic image acquisition itself is relatively fast and moderately expensive; the problem lies in the process of the search for and classification of defects. an apparent solution to this problem is the creation of computer tools aimed at supporting or even superseding the radiologist in their work. some such solutions have already been proposed but those cover mostly specific tasks [1] and rarely the more difficult or general cases [2, 3]. prob em statement the importance of systems that support or even supersede radiologists, such as automatic radiogram analysis systems or automatic defect recognition systems, is growing. nevertheless, the process of automatic defect recognition (adr) in radiography is very complicated owing to the nature of the defects. possible imperfections located in the weld line are mostly small, very subtle, with low contrast or sharpness and generally, they are barely visible. moreover, there are many additional objects located in the picture, such as image quality indicators or technological marks that could easily disturb the detection of imperfections owing to their higher intensity. the process of radiogram analysis is completely intuitive for an experienced operator but for a computer, it can be a very demanding task encompassing the fields of image analysis, object recognition and computer vision. a typical computerised system for adr follows the process described in figure 1. the most important part of radio30 przegląd spawalnictwa 12/2013 gram processing is defect segmentation. this process has crucial meaning for the reliability and effectiveness of the automated system. several methods could be used to separate defects from the background, ranging from fast and simple segmentation methods, such as thresholding, to more advanced methods that combine background subtraction and low-pass filtering [4] or morphological operations. proposed methodo ogy a segmentation method represented by a chain of selected thresholding algorithms and post-processing operations has been proposed. over one hundred digital radiograms were collected. after analysis by a proficient radiologist, they were used to find the best way of segmenting radiographic images in an optimization process. the genetic programing technique was used to evaluate the optimal radiogram processing chain and additionally, possible practical applications of the proposed methodology are discussed. genetic programming (gp) [5] is an automated methodology inspired by biological evolution to find computer programs that best perform a user-defined task. gp is a machine-learning technique that uses an evolutionary algorithm to optimise a population of computer programs, according to a fitness landscape determined by a program’s ability to perform a given computational task. gp is a branch of genetic algorithms. gp creates computer programs as the solution. the computer programs evolved by gp are composed from genes and they have the form of a tree-like structure. there are two types of genes: functions and terminals. terminals, in tree terminology, are leaves (nodes without branches), whereas functions are nodes with children. commonly, the function’s children provide the arguments for the function. the connections among nodes, as well as among functions and their terminals, are subject to modification at every iteration of the algorithm until the desired quality of solution is obtained. the str ct re of genetic programming there were five operations permitted in the radiogram processing chain; two thresholding methods such as those of sauvola and niblack and three post-processing methods, such as erosion (e), dilation (d) and median filtering (m). the main role of median filtering was to remove binary noise and standalone pixels that remained after thresholding. therefore, the size of the median window was relatively small, i.e., not exceeding seven. such functions were combined in any order by the gp algorithm forming the radiogram processing chain. the recurrent appearance in the chain of any of these functions, except thresholding, was allowed. the maximal length of the processing chain was set to 12 functions but the resulting chain obtained in the optimisation process could be shorter. the parameters (terminals) of every operation in the processing chain were selected by gp within the defined bounds. the thresholding operation was supposed as the first operation in the processing chain. rror eas re. the most difficult and most important concept of gp is the fitness function. this determines how well a program is able to solve the problem. for the considered problem, this means the quality of the thresholding of the radiograms forms a training set obtained for a single processing chain (individual). the process of image thresholding can be considered as a binary classification process in which the outcomes are labelled as either positive p (pixel of imperfection) or negative n (pixel of background). for such a settled problem, the most convenient way to measure the performance of an individual is to use indicators related to the receiver operating characteristic (roc) curve analysis. the performance of the given processing chain was measured using the matthews correlation coefficient (mcc), which is used in machine learning as a measure of the quality of the binary classifications. it takes into account the true and false positives (tp, fp) and negatives (tn, fn) and it is generally regarded as a balanced measure, the use of which is intended for classes of very different sizes. (1) res ts and disc ssion the algorithm ran for 35 test radiograms and finished after 40 iterations. the initial population of individuals (processing chains in this case) in gp is generated in ig. 1. general process flow of automated weld defect recognition systems. grey box stands for the stage under consideration in this paper. rys. 1. proces automatycznej analizy radiogramów. kolorem szarym zaznaczono etap analizowany w publikacji 31przegląd spawalnictwa 12/2013 a random way, which implies that the initial value of mmc is near 0. in further generations, the performance of segmentation increases as a result of the evolution of the processing chain structure. the best processing chain obtained in this process for the analysed data is presented in table 1. several interesting observations can be made by analysing the best chains obtained from multiple experiments. the median filtering appears in most cases at the end of the chain, which seems to be logical. dilation and erosion appear in series and they tend not to interleave. thus, the importance of complex morphological operators, such as opening and closing is less significant in this process than basic eroding or dilating. exemplary results are presented in figure 2. for the entire set of images, the pod and pfa coefficients were evaluated globally and they equalled 0.61 and 5e-4, respectively. the final decision on object no function terminal no function terminal 1 ts 23 0.0203 7 erosion 3 2 erosion 2 8 erosion 1 3 dilation 2 9 erosion 2 4 dilation 2 10 median 3 5 dilation 1 11 median 1 6 dilation 1 tab e i. the best processing chain obtained by means of gp optimisation tab ica i. optymalny łańcuch przetwarzania radiogramu uzyskany w wyniku optymalizacji gp ig. 2. exemplary results of radiogram thresholding using optimised processing chain. rys. 2. przykładowe wyniki progowania radiogramów przy pomocy optymalnego łańcucha operacji. classification is taken in the subsequent steps. thus, a 100% efficiency in this stage of the processing is not expected. conc sions the obtained results prove the usability of this method in practical applications. the optimisation of the thresholding process can improve automatic or semi-automatic defect detection systems. the proposed algorithm can be applied for industrial radiograms taken within the same process and under the same conditions. any change of the process that influences the gradient of radiogram luminance will require the revising of the optimisation results. however, this is not a disqualifying drawback, because in industrial applications, the number of radiograms taken within the same process could run into thousands. references [1] da silva, r.r., et al., evaluation of the relevant characteristic parameters of welding defects and probability of correct classification using linear classifiers, insight, 2002. 44(10): p. 616-622. [2] mery, d., et al., fully automated x-ray inspection. non-destructive testing in industrial applications, materialprufung, 2001. 43(1112): p. 433-441. [3] sikora, r., et al., intelligent system for radiogram analysis, review of progress in quantitative nondestructive evaluation, vols 30a and 30b, 2011. 1335: p. 525-532. [4] sikora, r., et al., comparison of selected weld defect extraction methods, review of progress in quantitative nondestructive evaluation, vol 27a and 27b, 2008. 975: p. 1034-1041. [5] koza, j.r., genetic programming : on the programming of computers by means of natural selection. complex adaptive systems. 1992, cambridge, mass.: mit press. 201312_pspaw_cz3 136 przegląd spawalnictwa 12/2013 łukasz sarniak radosław karczewski maciej szwed zastosowanie symulacji numerycznych w badaniach ultradźwiękowych detali kompozytowych application of numerical simulations of composite  components ultrasonic testing  r inż. kasz sarniak, dr inż. aciej szwed, mgr inż. radosław karczewski – politechnika warszawska. abstract numerical simulations play an increasingly important role in nondestructive testing. they are widely used for the development of testing methods to confirm their effectiveness. their main purpose is to support the analysis and interpretation of the research results. the paper shows the possibilities of ultrasonic testing modeling on immersion testing of composite test piece example. in the component made of carbon-epoxy composite, intentionally created defects are located. the defects were made by lamination of thin, flat, rectangular teflon inserts of known dimensions. the ultrasonic immersion tests of the component are compared with the results of simulations carried out for the created numerical model. the results showed the high value of the numerical simulation. streszczenie symulacje numeryczne odgrywają coraz bardziej istotną rolę w badaniach nieniszczących. są powszechnie wykorzystywane do opracowywania metod badawczych oraz potwierdzania ich skuteczności. ich głównym celem jest wspomaganie analizy i interpretacji wyników badań. artykuł pokazuje możliwości modelowania badań ultradźwiękowych na przykładzie badań zanurzeniowych detalu kompozytowego. w detalu wykonanym z kompozytu węglowo-epoksydowego zlokalizowane są wady celowo wytworzone przez zalaminowanie cienkich, płaskich, prostokątnych wstawek teflonowych o znanych wymiarach. wykonano ultradźwiękowe badania zanurzeniowe detalu i porównano je z wynikami symulacji przeprowadzonej dla utworzonego modelu numerycznego. uzyskane wyniki dowiodły wysokiej wartości użytkowej symulacji numerycznej. st p kompozyty polimerowe wzmacniane włóknami tworzą współcześnie ważną grupę tworzyw konstrukcyjnych stosowanych w różnych rodzajach przemysłu, co zawdzięczają bardzo korzystnemu stosunkowi wytrzymałości mechanicznej do gęstości [1]. zasadniczą metodą badań nieniszczących stosowanych do struktur kompozytowych jest obecnie metoda ultradźwiękowa. bardzo duże możliwości oferuje tu technika phased array, która przy jednoczesnym zastosowaniu zautomatyzowanych badań zanurzeniowych umożliwia przyspieszenie inspekcji oraz zwiększenie rozdzielczości i precyzji lokalizacji ewentualnych nieciągłości w detalach kompozytowych [2, 3]. w badaniach nieniszczących, a w szczególności w badaniach ultradźwiękowych, coraz bardziej istotną rolę odgrywają symulacje numeryczne, które są powszechnie wykorzystywane do opracowywania technik badawczych oraz potwierdzania ich skuteczności [1, 2]. w pracy zaprezentowano możliwości modelowania badań ultradźwiękowych na przykładzie badań zanurzeniowych detalu kompozytowego. etodyka badań próbkę badawczą stanowi detal wykonany z kompozytu węglowo-epoksydowego z wadami celowo wytworzonymi przez zalaminowanie cienkich, płaskich, prostokątnych wstawek teflonowych o znanych 137przegląd spawalnictwa 12/2013 wymiarach. detal ma wymiary 250x250x2 mm, a wstawki mają wielkości: 20x20, 30x25 i 30x30 mm. za pomocą programu civa zbudowano model numeryczny badanego detalu, uwzględniając parametry, takie jak rodzaj materiału osnowy i zbrojenia, gęstość materiału, prędkość i współczynnik tłumienia fali ultradźwiękowej, sposób i gęstość ułożenia włókien oraz średnica włókna. następnie zbudowano modele wad, przy których charakteryzacji brano pod uwagę położenie wady w badanej próbce (współrzędne x, y, z), orientację względem próbki (nachylenie, obrót), geometrię (wada płaska, wada przestrzenna) oraz wielkość wady. badania ultradźwiękowe prowadzono za pomocą defektoskopu ultradźwiękowego omniscan mx z systemem phased array firmy olympus. badania wykonano impulsową techniką echa z użyciem zanurzeniowej głowicy wieloprzetwornikowej, 128-elementowej, o częstotliwości 10 mhz – skan liniowy bez ogniskowania. model głowicy ultradźwiękowej uwzględniał wszystkie istotne parametry, tj. częstotliwość pomiarową, ilość elementów piezoelektrycznych, odległości między elementami i ich wymiary oraz wymiary apertury aktywnej i całkowitej. yniki badań dla założonych parametrów przeprowadzono symulację numeryczną, a jej wyniki zestawiono z wynikami badań laboratoryjnych na rysunkach 2-8. wyniki otrzymane za pomocą symulacji numerycznej w dużym stopniu odzwierciedlają rezultaty badań laboratoryjnych. w przypadku wszystkich ilustracji (a, b, c i d-scan) występuje istotna zbieżność zarówno jeśli chodzi o lokalizację poszczególnych wskazań, jak i położenia oraz amplitudy uzyskanych sygnałów. przykładowo, dla oznaczonej wady 1: x = 40 mm, ∆x = 30 mm, y = 60 mm, ∆y = 25 mm, z = 0,8 mm. w przypadku modelu zarys wady w kierunku poziomym widoczny na wykresie b-scan i c-scan ma ostro rys. 1. badanego detal z oznaczonymi wadami oraz jego numeryczny model ig. 1. picture of composite component with marked defects and its numerical model rys. 2. c-scan otrzymany w wyniku badań ultradźwiękowych oraz jego model numeryczny ig. 2. c-scan acquired using ultrasonic testing and its numerical model rys. 3. skale barw obrazujące amplitudę echa wady: a) omniscan mx, b) civa ig. 3. gain palettes: a) omniscan mx, b) civa rys. 4. a-scan otrzymany w wyniku badań ultradźwiękowych w miejscu bez wad (po lewej) oraz jego model numeryczny (po prawej) ig. 4. a-scan acquired using ultrasonic testing in non-defected area and its numerical model rys. 5. a-scan otrzymany w wyniku badań ultradźwiękowych w miejscu wady 1 (po lewej) oraz jego model numeryczny (po prawej) ig. 5. a-scan acquired using ultrasonic testing in defected area and its numerical model rys. 6. b-scan otrzymany w wyniku badań ultradźwiękowych w miejscu bez wad oraz jego model numeryczny (wartości podane w milimetrach) ig. 6. b-scan acquired using ultrasonic testing in non-defected area and its numerical model 138 przegląd spawalnictwa 12/2013 pods mowanie otrzymane wyniki badań dowodzą jednoznacznie wysokiej wartości użytkowej przeprowadzonej symulacji numerycznej badań ultradźwiękowych kompozytów. modelowanie może stanowić doskonałe narzędzie umożliwiające dobór aparatury badawczej, jej ustawień i parametrów ultradźwiękowych oraz interpretację wyników badań. odpowiednio wykonana symulacja może także posłużyć do oceny wykrywalności wad oraz określenia prawdopodobieństwa ich wykrycia (pod) w elementach kompozytowych. literat ra [1] mayer p., kaczmar j.w.: właściwości i zastosowania włókien węglowych i szklanych, tworzywa sztuczne i chemia, 2008, nr 6. [2] sarniak ł., wielgat m., szwed m., kurzydłowski k.j.: ultradźwiękowe badania laminatów z zastosowaniem głowic wieloprzetwornikowych, 40kkbn, warszawa 2011 [3] sarniak ł.: opracowanie metodyki wykrywania za pomocą badań ultradźwiękowych wad powstających na etapie wytwarzania elementów kompozytowych stosowanych w lotnictwie, politechnika warszawska, wydział inżynierii materiałowej, warszawa, 2012 [4] gengembre n., calmon p., petillon o. and chatillon s., prediction of ultrasonic fields into composite multi-layered structures: homogenization approach for the direct field and statistical approach for the inner reflections, review of progress in qnde, 22, 2003 [5] calmon p., mahaut s., chatillon s., raillon r., civa: an expertise platform for simulation and processing ndt data, ultrasonics 44, 2006 zakończone brzegi, co jest związane ze zmniejszoną rozdzielczością modelowania w osi x. ograniczoną rozdzielczość wymuszał w tym przypadku czas niezbędny do wykonania obliczeń podczas symulacji. wyniki symulacji numerycznej i wyniki otrzymane w wyniku badań laboratoryjnych różnią się także układem osi oraz paletą barw obrazującą amplitudę echa wady (rys. 3). rys. 7. b-scan otrzymany w wyniku badań ultradźwiękowych w miejscu wady 1. oraz jego model numeryczny (wartości podane w milimetrach) ig. 7. b-scan acquired using ultrasonic testing in defected area and its numerical model rys. 8. d-scan otrzymany w wyniku badań ultradźwiękowych w miejscu bez wad oraz jego model numeryczny (wartości podane w milimetrach) ig. 8. d-scan acquired using ultrasonic testing in non-defected area and its numerical model rys. 9. d-scan otrzymany w wyniku badań ultradźwiękowych w miejscu wady 1. oraz jego numeryczny model (wartości podane w milimetrach) ig. 9. d-scan acquired using ultrasonic testing in defected area and its numerical model 201107_pspaw.pdf 17przegląd spawalnictwa 7/2011 marek banasik sebastian stano lasery dyskowe – źródło ciepła dla procesów spawalniczych the disk lasers – heat source  for welding processes dr inż. marek banasik, dr inż. sebastian stano – instytut spawalnictwa, gliwice. streszczenie w artykule przedstawiono konstrukcję i zalety spawalniczych laserów dyskowych. przedstawiono zakres zastosowań tych laserów do cięcia i spawania różnymi technikami: spawania z głębokim wtopieniem, spawania metodami hybrydowymi, wiązką ogniskowaną w dwóch punktach oraz spawania wiązką skanującą. omówiono zmodernizowane zrobotyzowane stanowisko instytutu spawalnictwa wyposażone w najnowszej generacji laser dyskowy o mocy 12 kw. abstract the constructions and also advantages of disk lasers for welding applications are described in the article. the basic information about application of this lasers in welding and cutting different methods: with deep penetration, hybrid welding methods, with two-points focused beam and scanning beam welding are presented. moreover, the modernized welding station in welding institute with robot and the new generation disk laser with power up to 12 kw are presented. wstęp współczesne wymagania przemysłowe w stosunku do laserów stosowanych do cięcia lub spawania są ciągle rozszerzane. obecnie od takich laserów, poza odpowiednio wysokim poziomem mocy, wymaga się: dużej sprawności, małych gabarytów rezonatora – małej przestrzeni przeznaczonej na instalację urządzenia, łatwości sterowania poziomem mocy i kierunkiem transmisji oraz wysokiej jakości wiązki promieniowania laserowego, przez którą rozumie się możliwość precyzyjnej transmisji i ogniskowania wiązki. w warunkach nowoczesnego przemysłu jest ważne również, aby urządzenia laserowe łatwo integrowały się z automatycznymi liniami produkcyjnymi, a stopień wykorzystania źródła laserowego (procent czasu emisji wiązki laserowej w jednostce czasu) był jak największy. stąd niezwykle istotnym parametrem jest liczba stanowisk możliwych do obsługi przez jeden generator promieniowania laserowego. istotnymi czynnikami są: niezawodność i długi czas bezawaryjnej pracy oraz łatwość i szybkość wymiany lub naprawy poszczególnych modułów urządzenia laserowego. obecnie, w laserowych urządzeniach do spawania i cięcia wykorzystuje się całą gamę nowoczesnych, opracowanych w ostatnich kilkudziesięciu latach, generatorów promieniowania laserowego. od początku lat 80. do chwili obecnej w przemysłowych zastosowaniach technologicznych wykorzystywane są przede wszystkim różnorodne, dobre i sprawdzone konstrukcje urządzeń opartych na generatorach promieniowania laserów gazowych co2 i laserów na ciele stałym nd:yag z elementem aktywnym w formie pręta. w ostatnich kilku latach znaczącą i bardzo istotną zmianę na rynku urządzeń oraz w zakresie aplikacji przemysłowych wniosły dwa nowe typy laserów na ciele stałym dużej mocy – dyskowe i włóknowe. obecnie te typy laserów w stanowiskach zrobotyzowanych zastępują coraz częściej lasery yag z elementem aktywnym w kształcie pręta. w artykule przedstawiono zalety i możliwości w zastosowaniach spawalniczych nowoczesnych źródeł promieniowania laserowego, jakimi są lasery dyskowe. 18 przegląd spawalnictwa 7/2011 konstrukcja i zalety laserów dyskowych lasery dyskowe to nowa generacja laserów na ciele stałym, w których ośrodkiem czynnym jest kryształ granatu itrowo-aluminiowego (yag). podstawy tej generacji laserów opracowano w latach 90., a okres ostatnich kilkunastu lat, to okres intensywnego rozwoju, doskonalenia konstrukcji, zwiększania mocy i obniżania kosztów tych laserów. pierwsze lasery dyskowe dużej mocy pojawiły się na rynku w 2003 r. schemat lasera dyskowego przedstawiono na rysunku 1. elementem czynnym laserów dyskowych jest kryształ yag w kształcie dysku, najczęściej o grubości 100 ÷ 200 mm i średnicy do 15 mm. kryształ ten jest domieszkowany iterbem (yb:yag). dysk laserowy montowany jest na miedzianym radiatorze odprowadzającym ciepło powstające podczas generacji wiązki laserowej. element czynny wzbudzany jest optycznie przez jego oświetlenie promieniowaniem laserów diodowych, skupionym na dysku do plamki ok. kilku milimetrów. zastosowanie laserów diodowych umożliwia bardzo dobre dopasowanie długości fali promieniowania pompującego do pasma absorpcji kryształu yb:yag. ponieważ dysk jest cienki, tylko część promieniowania pompującego skierowanego na dysk jest absorbowana w jego obszarze. reszta promieniowania pompującego przechodzi przez dysk, a następnie jest odbijana przez wewnętrzną powierzchnię dysku przylegającą do miedzianego radiatora i przez system zwierciadeł wielokrotnie kierowana i ogniskowana ponownie na dysku, przekazując kolejną część swojej energii na jego wzbudzenie (rys. 1). taki system wzbudzania elementu czynnego pozwala uzyskać efektywność optyczną lasera na poziomie ponad 50%, a to przekłada się na wysoką (ok. 25%) całkowitą sprawność urządzenia (wallplug efficiency). przepływ wygenerowanego ciepła w krysztale dysku, ze względu na jego geometrię i sposób oświetlania laserem diodowym, następuje w jednym kierunku – wzdłuż osi optycznej wiązki i rezonatora. temperatura na powierzchni przekroju dysku w miejscu oświetlenia jest praktycznie stała. brak różnic temperatury na przekroju dysku powoduje wyeliminowanie niekorzystnego zjawiska deformacji termicznej kryształu. dzięki temu jakość wiązki laserowej (stopień rozbieżności) tylko w niewielkim stopniu zależy od mocy emitowanego promieniowania i jest znacznie lepsza niż w przypadku laserów nd:yag z elementem czynnym w kształcie pręta pompowanych lampowo (rys. 2). ze względu na stosunkowo duży obszar wzbudzania i bardzo wydajne chłodzenie, gęstość mocy promieniowania laserowego na powierzchni kryształu dysku w czasie jego pompowania jest znacząco mniejsza niż wartość krytyczna gęstości mocy, która mogłaby spowodować jego zniszczenie. promieniowanie laserowe jest wyprowadzane z obszaru rezonatora przez centralny otwór w zwierciadle parabolicznym i zwierciadło wyjściowe, które częściowo przepuszcza promieniowanie laserowe (rys. 1, 3). w laserach dyskowych zwierciadła wyjściowe mają znacznie wyższą procentowo zdolność odbicia promieniowania, a energia zgromadzona w obszarze rezonatora w stosunku do mocy wiązki wyjściowej jest znacznie większa niż w przypadku laserów włóknowych oraz klasycznych laserów nd:yag z elementem czynnym w kształcie pręta. ta cecha rezonatora laserów dyskowych powoduje, że są one znacznie mniej podatne, niż inne typy laserów, na uszkodzenia w przypadku pojawienia się zjawiska odbicia powrotnego wiązki laserowej od materiału obrabianego, np. w przypadku spawania lub cięcia elementów silnie odbijających promieniowanie laserowe (aluminium lub miedź). powrót wiązki laserowej nawet o znacznej mocy do rezonatora powoduje tylko relatywnie niewielki – bezpieczny dla trwałości rezonatora – wzrost mocy wiązki laserowej w samym rezonatorze. w ostatnich latach obserwowany jest ciągły rozwój i doskonalenie konstrukcji laserów dyskowych przeznaczonych do obróbki materiałów. producenci laserów dyskowych nieustannie dążą do zwiększenia mocy wiązki laserowej z pojedynczego dysku. obecnie (2010 r.) w oferowanych do zastosowań technologicznych laserach możliwe jest uzyskanie z jednego dysku ok. 5,5 kw mocy wiązki laserowej. teoretyczne obliczenia wskazują, że nie ma zasadniczych przeszkód do uzyskania 30 kw z pojedynczego dysku [3]. moc uzyskanej wiązki laserowej zależy bezpośrednio od mocy promieniowania wzbudzającego, czyli od mocy rys. 2. rozkład temperatury na przekroju elementu czynnego lasera nd:yag w kształcie pręta wzbudzanego lampami (z lewej) oraz lasera dyskowego (z prawej) [2, 3] fig. 2. temperature distribution on cross section of the active element in the rod shape of nd:yag lamp puped laser (left) and disk laser (right) [2, 3] rys. 1. laser yb:yag z elementem czynnym w kształcie dysku: a) schemat rezonatora, b) rezonator lasera dyskowego z serii trudisk [1] fig. 1. laser yb:yag with the active element in the disk shape: a) resonator scheme, b) resonator of disk laser trudisk [1] a) b) 19przegląd spawalnictwa 7/2011 laserów diodowych emitujących promieniowanie wzbudzające. zwiększenie mocy lasera dyskowego można uzyskać również, zestawiając ze sobą kilka dysków na jednym torze optycznym. teoretycznie możliwe jest zestawienie dowolnej liczby dysków. w praktyce nie stosuje się aktualnie więcej niż czterech dysków wchodzących w skład rezonatora (rys. 3). na rynku oferowana jest obecnie cała gama laserów w różnych zakresach mocy i jakości wiązki (tabl. i i ii, rys. 4). produkowane są lasery dyskowe o maksymalnej mocy wiązki laserowej ok. 16 kw przy parametrze jakości wiązki bpp ≤ 8 mm · mrad. taka jakość wiązki umożliwia przesyłanie jej światłowodem o średnicy rdzenia 200 mm, a w laserach o mocy 4 kw z elementem rys. 3. rezonator wielodyskowy: a) schemat łączenia dysków, (1 – dysk, 2 – radiator chłodzący, 3 – zwierciadło paraboliczne, 4 – zwierciadło tylne, 5 – zwierciadło odbijające, 6 zwierciadło załamujące, 7 – zwierciadło wyjściowe b) generator promieniowania lasera dyskowego z czterema dyskami [1] fig. 3. the multidisk resonator: a) disk connection scheme, b) beam generator of disk laser with four disk 1 – disk, 2 – heat sink, 3 – parabolic mirror, 4 – rear mirror, 5 – end mirror 6 – bending (folding) mirror, 7 – output mirror tablica i. typy laserów dyskowych z serii ds produkowanych przez rofin-sinar laser gmbh [4] table i. types of ds disk lasers produced by rofin-sinar laser gmbh [4] typ lasera moc lasera, w jakość wiązki mm · mrad minimalna średnica światłowodu, µm ds 015 hq 1500 8 150 ds 020 hq 2000 10 200 ds 040 hq 4000 10 200 tablica ii. typy laserów dyskowych z serii trudisk produkowanych przez trumpf gmbh + co. kg [5] table ii. types of trudisk disk lasers produced by trumpf gmbh + co. kg [5] typ lasera moc lasera, w jakość wiązki mm · mrad minimalna średnica światłowodu µm trudisk 1000 1000 2 50 trudisk 2001 2000 4 100 trudisk 2002 2000 8 200 trudisk 2602 2600 8 200 trudisk 3302 3300 8 200 trudisk 4002 4000 8 200 trudisk 8002 8000 8 200 trudisk 16002 16000 8 200 trudisk 16003 16000 12 300 czynnym w kształcie pręta pompowanych lampowo lub diodowo wymagany jest światłowód o średnicy rdzenia odpowiednio 600 mm i 400 mm. dla mniejszych mocy (np. 2 kw) dostępne są również lasery dyskowe o jakości wiązki laserowej bpp ≤ 4 mm · mrad umożliwiające prowadzenie wiązki laserowej światłowodem o średnicy 100 mm. doskonała jakość wiązki oraz duża moc promieniowania laserowego umożliwiają zastosowanie tego typu laserów w precyzyjnych przecinarkach laserowych i wysokowydajne cięcie bardzo szerokiej gamy materiałów konstrukcyjnych, w tym również takich, które do tej pory były uznawane za bardzo trudne do cięcia laserem, np. miedź i jej stopy. w przypadku spawania laserowego, przy stałej mocy lasera, zmniejszenie średnicy światłowodu umożliwia zmniejszenie średnicy plamki ogniska wiązki przy zachowaniu tej samej długości ogniskowej soczewki skupiającej lub zwiększenie długości ogniskowej soczewki skupiającej i długości przewężenia w obszarze ogniska wiązki laserowej przy zachowaniu tej samej średnicy ogniska wiązki laserowej. z punktu widzenia zastosowań spawalniczych jest to bardzo korzystne, ponieważ pozwala uzyskać większą gęstość mocy w obszarze plamki lub stworzyć układy ogniskujące z soczewkami o długiej ogniskowej, które umożliwiają prowadzenie procesu w miejscach trudno dostępnych. obecnie lasery dyskowe są konstrukcjami, które w warunkach przemysłowych umożliwiają ich wykorzystanie w różnorodnych systemach spawalniczych, takich jak systemy zrobotyzowane, maszyny cnc i inne. lasery te są zazwyczaj wyposażone w zintegrowany system rozprowadzania wiązki laserowej, który umożliwia wyprowadzenie kilku światłowodów (o dużym zakresie średnic) z jednego rezonatora i obsługę kilku stanowisk laserowych, maksymalnie wykorzystując czas pracy źródła. lasery te są wyposażone w systemy sterowania najnowszej generacji, pozwalające kontrolować i monitorować zarówno pracę samego źródła, jak i zintegrowanej z nim optyki. moc wiązki może być precyzyjnie regulowana i modulowana w zależności od wymagań procesu i trajektorii obróbki, a programy zawierające parametry wiązki i warianty ścieżek optycznych mogą być magazynowane. rys. 4. współczesne lasery dyskowe do zastosowań przemysłowych: a) firmy rofin-sinar – ds 030 hq, p = 3 kw, bpp ≤ 10 mm · mrad [4], b) firmy trumpf – trudisk 6002, p = 6,6 kw, bpp ≤ 8 mm · mrad [5] fig. 4. the modern disk lasers for industrial applications: a) rofinsinar – ds 030 hq, p = 3 kw, bpp ≤ 10 mm · mrad [4], b) trumpf – trudisk 6002, p = 6,6 kw, bpp ≤ 8 mm · mrad [5] a) b) a) b) 20 przegląd spawalnictwa 7/2011 spawanie różnymi technikami z wykorzystaniem laserów dyskowych wysoka jakość wiązki i duży zakres mocy laserów dyskowych umożliwiają prowadzenie procesu spawania z głębokim wtopieniem i z wysoką wydajnością, a uzyskane spoiny mają bardzo dobre i korzystne parametry kształtu (równoległe ścianki przy dużej głębokości wtopienia). przykłady możliwości wybranych typów laserów dyskowych przy spawaniu stali ilustruje rysunek 5. zakres mocy, jakość wiązki, zaawansowane systemy sterowania współczesnych laserów dyskowych pozwalają wykorzystać je w procesach spawalniczych w bardzo szerokim zakresie. lasery dyskowe mogą być zastosowane do spawania zarówno techniką z jeziorkiem, jak i techniką z głębokim przetopieniem (techniką z oczkiem spoiny). mogą być wykorzystywane również w procesie spawania podwójną wiązką (bifocal welding), spawania ze spoiwem w postaci drutu, spawania hybrydowego, spawania wiązką skanującą, lutospawania, a także do procesów cięcia i napawania. doceniając zalety i innowacyjność laserów dyskowych jako nowoczesnego uniwersalnego źródła ciepła w spawalnictwie, w instytucie spawalnictwa w gliwicach przygotowano projekt w ramach działania 2.1 programu operacyjnego innowacyjna gospodarka rozwój potencjału badawczego laboratorium technologii laserowych instytutu spawalnictwa. aktualnie w ramach tego projektu przeprowadzana jest modernizacja istniejącego stanowiska do spawania i cięcia laserowego. zrobotyzowane stanowisko do spawania laserowego zostało wyposażone w najnowocześniejszy laser dyskowy firmy trumpf trudisk 12002 o mocy 12 kw. laser ten współpracuje z robotem przemysłowym kuka kr30 ha, na kiści którego można umieszczać szereg głowic technologicznych przeznaczonych do różnych procesów technologicznych. na wyjściu z rezonatora podłączone są cztery światłowody o średnicach 200, 300, 400 i 600 mm. podłączenie różnych światłowodów do głowicy technologicznej stwarza możliwość prostego sposobu regulacji plamki ogniska rys. 5. przykładowe zależności prędkości spawania i głębokości wtopienia przy spawaniu laserem dyskowym stali dla różnych poziomów mocy [6] fig. 5. welding speed vs. penetration depth of disk laser welding of steel with different power range [6] wiązki laserowej, bez konieczności zmiany ustawień układu optycznego głowicy. stanowisko to jest aktualnie wyposażane w specjalistyczne głowice i moduły do spawania ww. specjalnymi technikami spawania laserowego (rys. 6). w przypadku zastosowania spawania hybrydowego laser + mig, równoczesne oddziaływanie łuku elektrycznego i wiązki laserowej w tym samym miejscu i czasie pozwala na: spawanie materiałów zestawionych ze szczeliną (mniejsza dokładność przygotowania brzegów materiałów łączonych); modyfikację składu chemicznego spoiny; podniesienie wydajności procesu spawania. spawanie wiązką promieniowania laserowego ogniskowaną w dwóch punktach wpływa na odmienną dynamikę tworzącej się przy spawaniu kapilary i rzutuje na mechanizm formowania się spoiny oraz prawdopodobieństwo powstawania niezgodności. odpowiednio dobrana odległość pomiędzy dwoma ogniskami powoduje utworzenie się jednej kapilary, na którą oddziałują dwie wiązki laserowe. kapilara przyjmuje kształt elipsy wydłużonej zgodnie z kierunkiem położenia dwóch ognisk wiązek laserowych i proporcjonalnie do odległości między wiązkami. w wyniku zmiany kształtu kapilary zmienia się rozkład temperatury w złączu, wpływając na szybkość i kierunek odprowadzania ciepła. zmniejszenie się gradientu temperatur w kierunku prostopadłym do osi złącza powoduje zmniejszenie naprężeń występujących podczas krzepnięcia metalu i zmniejszenie podatności spawanego materiału na pojawienie się pęknięć krystalizacyjnych. zwiększenie przekroju kanału gazodynamicznego oraz zwiększenie objętości ciekłego metalu przy spawaniu techniką z ogniskowaniem wiązki w dwóch punktach stabilizują proces, ułatwiając odgazowanie tworzącej się spoiny. spawanie ze spoiwem w postaci drutu pozwala z kolei precyzyjnie wpływać na skład chemiczny i geometrię spoiny, stwarzając możliwość wykonywania szeregu unikatowych złączy. rys. 6. wnętrze kabiny stanowiska zrobotyzowanego do spawania laserem dyskowym zainstalowanego w instytucie spawalnictwa: a) głowica spawalnicza cfo zainstalowana na kiści robota, sterownik robota i moduł podawania drutu, b) głowica do spawania hybrydowego, c) głowica do spawania wiązką ogniskowaną w dwóch punktach – d70 bifocal f 200 mm z regulacją odległości ognisk fig. 6. the interior of the cabin of station with robot and disk laser for welding in welding institute: a) cfo welding head mounted on robot, robot controller and wire feeding module, b) laser head for hybrid welding, c) laser head for bifocal beam welding – d70 bifocal f 200 mm with focal points distance regulation a) b) c) 21przegląd spawalnictwa 7/2011 jedną z najbardziej perspektywicznych technik spawania laserowego jest obecnie intensywnie rozwijana technika spawania wiązką skanującą (remote welding, scanner welding) (rys. 7). przy odpowiedniej konstrukcji urządzeń i zastosowaniu specjalnych głowic do spawania hybrydowego, spawania ze spoiwem czy spawania podwójną wiązką, jest możliwe wykorzystanie większości laserów zarówno gazowych co2, jak i laserów na ciele stałym typu yag. w przypadku spawania wiązką skanującą podstawowym warunkiem zastosowania tej techniki jest bardzo wysoka jakość wiązki laserowej na poziomie 8 mm · mrad. tylko niektóre typy laserów, takie jak: lasery gazowe typu slab, lasery włóknowe i lasery dyskowe mogą być wykorzystane do spawania tą metodą. rys. 7. głowica do spawania wiązką skanującą: a) widok głowicy, b) spawanie fig. 7. laser head for remote laser beam welding: a) the view of laser head, b) the remote welding process podsumowanie dobra jakość wiązki, wysoka sprawność i fakt obecności na rynku całej gamy źródeł promieniowania o różnych mocach opartych na laserach dyskowych oraz dostępność współpracujących z tymi laserami głowic do cięcia i do spawania laserowego, w tym spawania specjalnymi technikami, czynią aktualnie lasery dyskowe jednym z najatrakcyjniejszych źródeł ciepła w spawalnictwie. literatura [1] the laser as a tool. a light beam conquers industrial production. trumpf gmbh + co. kg. vogel buch verlag wurtzburg. 2007. [2] brockmann r., havrilla d. (2009) third generation of disk lasers enable industrial manufacturing. laser technik journal, vol. 6, no. 3, s. 26-31. [3] brockmann r., mann k. (2007) disk lasers enable industrial manufacturing – what was achieved and what are the limits? laser technik journal, vol. 4, no. 3, s. 50-53. [4] rofin-sinar laser gmbh. http://www.rofin.com/en/products/solid_state_lasers/ disc_lasers/ds_series/. accessed 10 may 2010. [5] trumpf gmbh + co. kg. http://www.de.trumpf.com/produkte/ /lasertechnik/ produkte/festkoerperlaser/scheibenlaser/ /trudisk.html. accessed 10 may 2010. [6] trumpf gmbh + co. kg. prospekty reklamowe. tls259kr – 28.02.2007. a) b) w następnym numerze wiesław borgosz początki robotyzacji w produkcji taboru kolejowego andrzej siennicki perspektywy rozwoju robotyzacji spawania łukowego w osłonie gazowej wojciech gawrysiuk, bogdan turek przykłady aplikacji zrobotyzowanych stanowisk do spawania różnych podzespołów maszyn dr inż. tomasz pfeiffer robotyzacja w liczbach w kraju i na świecie andrzej nieroba technologie i urządzenia do spawania wież wiatrowych christian paul zastosowanie sensorów marcin siennicki zrobotyzowane stanowiska do spawania hybrydowego od 2 kg do 20 ton 201107_pspaw.pdf 39przegląd spawalnictwa 7/2011 łukasz blacha aleksander karolczuk porównanie energetycznego modelu wyznaczania trwałości zmęczeniowej złączy spawanych z zaleceniami międzynarodowymi comparison of energetic approach to international  recommendations for fatigue analysis of welded joints mgr inż. łukasz blacha, dr hab. inż. aleksander karolczuk – politechnika opolska. streszczenie w pracy przedstawiono model energetyczny wyznaczania trwałości zmęczeniowej, odniesiony do problemu wyznaczania trwałości złączy spawanych. zaproponowano połączenie modelu energetycznego opisanego już w literaturze z metodą zastępczego jednostkowego promienia zaokrąglenia. obliczenia przeprowadzono dla krzyżowego złącza spawanego przy obciążeniach stałoamplitudowych (wahadłowe rozciąganie-ściskanie). dodatkowo, dla celów porównawczych, przeprowadzono obliczenia dla dwóch metod uwzględnionych w zaleceniach międzynarodowych: metody naprężeń nominalnych oraz metody zastępczego jednostkowego promienia zaokrąglenia. otrzymane wyniki obliczeń zostały porównane z wynikami badań eksperymentalnych. wykazano dużą zgodność wyników obliczeń według zaproponowanego modelu energetycznego z wynikami eksperymentalnymi. abstract an energetic approach for fatigue analysis of welded joints is presented in this paper. calculations were carried out for transverse stiffener welded element from s355n steel, submitted to fully reversed constant amplitude tension-compression loading. in order to address the issue of stress state in a weld notch, combination of energetic model and effective notch stress method for fatigue analysis is proposed. procedures that were undertaken and introduced in this study are based on critical plane criterion of fatigue failure for life prediction. critical plane orientation was determined by the direction of normal vector which is the same as the first principal direction. it is an improvement of the energetic model already proposed in the literature for structural elements. to further illustrate the effectiveness of the presented procedures, fatigue resistance against nominal stress and effective notch stress (fictitious notch radius) was evaluated, according to recommendations from international institute of welding. all the calculated fatigue lives were compared to test results. the presented energetic model produced results which closely resemble fatigue test results. wstęp charakterystyczna mikrostruktura i złożoność kształtu złącza spawanego jest źródłem koncentracji naprężeń. właściwość ta wskazuje na złącza spawane jako miejsce, od którego zaczyna się proces niszczenia danej konstrukcji. badania zmęczeniowe wykazują brak wpływu rodzaju stalowego materiału rodzimego na trwałość zmęczeniową [1, 2]. cechę tę należy wziąć pod uwagę przy projektowaniu konstrukcji, które będą poddane obciążeniom zmiennym. wyznaczanie trwałości zmęczeniowej złączy spawanych jest problemem złożonym, dlatego też opracowano wiele metod obliczeniowych. w pracy zaprezentowano skrócony opis trzech metod oceny trwałości zmęczeniowej złączy spawanych, opartych na następujących parametrach: naprężeniu nominalnym (a), naprężeniu w dnie karbu z fikcyjnym promieniem zaokrąglenia (b) gęstości energii odkształceń (c). metody oparte na parametrach a oraz b zostały włączone do metod zalecanych przez międzynarodowy instytut spawalnictwa (iiw) [3]. szczególną uwagę poświęcono modelowi energetycznemu wyznaczania trwałości zmęczeniowej opartemu na parametrze c. przy zastosowaniu przyjętych metod 40 przegląd spawalnictwa 7/2011 przeprowadzono ocenę trwałości zmęczeniowej krzyżowego złącza spawanego (rys. 1) ze stali s355n (materiał rodzimy). otrzymane wyniki trwałości porównane zostały z wynikami badań eksperymentalnych [1]. na rysunku 1 przedstawiono kształt elementu z badanym złączem spawanym. element spawany poddany był rozciąganiu-ściskaniu o cyklu wahadłowym. celem opracowania jest: przedstawienie metody oceny trwałości zmęczeniowej będącej połączeniem modelu energetycznego z metodą promienia fikcyjnego, zastosowanie modelu energetycznego do wyznaczania trwałości zmęczeniowej krzyżowego złącza spawanego i porównanie tak wyznaczonej trwałości z wynikami badań eksperymentalnych oraz z trwałością obliczeniową wyznaczoną zgodnie z zaleceniami międzynarodowego instytutu spawalnictwa. metoda naprężeń nominalnych metoda naprężeń nominalnych wymieniana jest w wielu zaleceniach międzynarodowych, między innymi w zaleceniach międzynarodowego instytutu spawalnictwa [3], normach europejskich [4] oraz normach japońskich [5]. ocena trwałości zmęczeniowej przy wykorzystaniu metody naprężeń nominalnych jest preferowana dla złączy spawanych występujących w sklasyfikowanych elementach spawanych. idea tej metody sprowadza się do konieczności wyboru przez projektanta odpowiedniej klasy, do której przypisuje się rozważany element ze złączem spawanym. dobór klasy podyktowany jest głównie kształtem elementu oraz sposobem obciążenia. trwałość zmęczeniową wyznacza się w oparciu o naprężeniowy parametr uszkodzenia oraz charakterystykę zmęczeniową w postaci wykresu wöhlera w skali podwójnie logarytmicznej. parametrem uszkodzenia w metodzie naprężeń nominalnych jest zakres naprężeń δσ, które z kolei wyznacza się przy pominięciu efektu koncentracji naprężeń pochodzących od złącza spawanego (naprężenia nominalne). element spawany przypisuje się do jednego ze sklasyfikowanych przypadków – klasy (liczby) fat jako odnośnika do charakterystyki zmęczeniowej. liczba fat oznacza zakres naprężeń nominalnych δσ = fat, przy których trwałość złącza wynosi 2 x 106 cykli. w innych międzynarodowych zaleceniach [4, 5] wyznaczenie parametru również jest oarte na o podziale charakterystyk wg klas. liczba cykli do zniszczenia nf wg zaleceń iiw wyznacza się na podstawie zależności (1) trwałość zmęczeniowa wyznaczona w ten sposób w założeniach iiw charakteryzuje się prawdopodobieństwem zniszczenia na poziomie pięciu procent (pf = 5%). w zaleceniach iiw [3] charakterystyki zmęczeniowe do zakresu 107 cykli w większości przypadków mają nachylenie (współczynnik kierunkowy) m = 3, przy czym górnym ograniczeniem jest charakterystyka zmęczeniowa materiału rodzimego. do zastosowań gigacyklowych (zakres od 107 cykli) przyjmuje się nachylenie charakterystyk zmęczeniowych przy m = 22. do elementów walcowanych lub wyciskanych, elementów z krawędziami obrobionymi oraz bezszwowych elementów drążonych przypisane są wartości m = 5 (do zakresu 108 cykli, przy ograniczeniu jw.) i m = 22 (zastosowania gigacyklowe, zakres od 108 cykli). szczegółowe omówienie zagadnień związanych z zastosowaniem metody naprężeń nominalnych wg iiw zamieszczono w pracy [6], natomiast trudności dotyczące doboru odpowiedniej klasy zmęczeniowej opisane są w [7]. metoda naprężeń nominalnych pozwala na szybką ocenę trwałości zmęczeniowej złączy spawanych występujących w sklasyfikowanych elementach spawanych. metoda promienia fikcyjnego w metodzie promienia fikcyjnego parametrem uszkodzenia jest zakres naprężeń w dnie karbu z fikcyjnym jednostkowym promieniem zaokrąglenia ρf. taka postać zaokrąglenia jest formą idealizacji warunków rzeczywistych, z tego powodu naprężenia wyznacza się numerycznie, metodą elementów skończonych. obliczenia wykonuje się z wykorzystaniem analizy liniowej (wg modelu ciała liniowo sprężystego) przeprowadzanej dla modelu dyskretnego z przypisanymi izotropowymi właściwościami materiału i opartego na geometrii uwzględniającej promień ρf w linii wtopu. przykładowy model dyskretny uwzględniający fikcyjny promień zaokrąglenia przedstawiono na rysunku 2. rys. 1. kształt badanego elementu ze złączem spawanym fig. 1. shape of investigated welded element rys. 2. siatka elementów skończonych uwzględniająca fikcyjny promień zaokrąglenia ρf w linii wtopienia fig. 2. mesh of discrete model with fictitious notch rounding ρf at the fusion line 41przegląd spawalnictwa 7/2011 dla stali konstrukcyjnych i aluminium zaleca się wartość ρf = 1 mm [3]. metoda (jednostkowego) promienia fikcyjnego jest jedną z metod przedstawionych w zaleceniach iiw pod nazwą effective notch stress. do wyznaczenia trwałości zmęczeniowej złączy spawanych przy wykorzystaniu metody promienia fikcyjnego stosuje się charakterystyki zmęczeniowe fat 225 dla stalowych złączy spawanych oraz fat 71 dla aluminium. nachylenie w obu przypadkach wynosi m = 3 (zakres do 107 cykli). ponieważ metoda ta dotyczy złączy spawanych bez dalszej obróbki cieplnej, efekt obecności naprężeń własnych ma odniesienie w charakterystyce zmęczeniowej [8]. w założeniach iiw tak wyznaczona trwałość zmęczeniowa charakteryzuje się prawdopodobieństwem zniszczenia pf = 5%. metoda ta ma ograniczenie do elementów o grubości min. 5 mm [3, 8, 9]. idea metody promienia fikcyjnego wywodzi się z koncepcji uśredniania naprężeń zaproponowanej przez neubera [10]. koncepcja ta prowadzi do następującej zależności: (2) gdzie: ρ – rzeczywisty promień zaokrąglenia, s – współczynnik wieloosiowości, ρ* – zastępcza długość mikrostrukturalna. współczynnik wieloosiowości s zależny jest od geometrii, rodzaju obciążenia oraz rodzaju przyjętego kryterium wytężenia materiału, według którego wyznacza się wartość parametru uszkodzenia. zalecenia iiw oparte są na kryterium hubera-misesa-hencky’ego. zastępcza długość mikrostrukturalna ρ* zależy od struktury materiałowej, przy czym można ją przedstawić jako funkcję granicy plastyczności, zgodnie z oryginalną koncepcją neubera [11]. wykres do wyznaczania wartości parametru można znaleźć w pracy [2], rozważania dotyczące metody neubera w [6, 8], a analizę wyznaczania pól naprężeń w [11]. wartość ρf równa 1 mm wyznaczona została przy następujących założeniach: s równe 2,5 (kryterium wytężeniowe hubera-misesa-hencky’ego), wartość ρ* dla różnych stali konstrukcyjnych przyjęto na stałym poziomie równym 0,4 mm, obecność karbu ostrego (ρ = 0 mm), przyłożone obciążenie to rozciąganie, ściskanie lub zginanie, płaski stan naprężenia na powierzchni elementu. w przypadku elementów o przekroju okrągłym (przestrzenny stan naprężenia) współczynnik wieloosiowości s równy jest jedności. w celu obliczenia parametru uszkodzenia określić należy ekwiwalentne naprężenia σeq w dnie tak zamodelowanego karbu, zredukowane wg hipotezy hubera-misesa-hencky’ego i zapisane w postaci zakresu naprężeń. zastosowanie innego kryterium wytężenia materiału pociąga za sobą zmianę wartości współczynnika wieloosiowości s – wartości wskazane są w [2, 10]. jednostkowy promień ρf jest wartością graniczną dla aluminiowych złączy spawanych, jednak przyjęty został ze względu na konieczność ujednolicenia zaleceń [8]. model energetyczny w modelu energetycznym do opisu wieloosiowego zmęczenia stosuje się kryteria oparte na energii odkształceń sprężystych, odkształceń plastycznych oraz na sumie odkształceń sprężystych i plastycznych. ocena trwałości zmęczeniowej przy wykorzystaniu modelu energetycznego opiera się na wyznaczeniu wartości odpowiednio sformułowanego energetycznego parametru uszkodzenia [12]. do obliczeń wykorzystano parametr energetyczny sformułowany dla zakresu sprężystego. opisywany energetyczny model zniszczenia zmęczeniowego opiera się na parametrze gęstości energii odkształceń normalnych w płaszczyźnie krytycznej [12]. założeniem dla tego kryterium jest, że pękanie zmęczeniowe opisane jest przez parametr gęstości energii odkształceń normalnych wη, na płaszczyźnie krytycznej [12], którą można zdefiniować jako płaszczyznę, w której występuje największa wartość parametru energetycznego wη. skrócony algorytm wyznaczania trwałości zmęczeniowej w warunkach obciążeń stałoamplitudowych według modelu energetycznego przedstawiono na rysunku 3. parametr wη gęstości energii odkształcenia normalnego w postaci zaproponowanej przez łagodę [12] można zapisać za pomocą wyrażenia (3) gdzie: ση, εη – naprężenie, odkształcenie normalne, na płaszczyźnie krytycznej, (4) w pracy [12] zaproponowano następujące przekształcenie (załącznik a) oparte na prawie hooke’a: (5) gdzie: ν – liczba poissona, e – moduł young’a, ση – naprężenie normalne w płaszczyźnie krytycznej o normalnej η, (6) orientacja płaszczyzny krytycznej wyznaczona została przez wektor normalny zgodny z kierunkiem maksymalnego w dziedzinie czasu i orientacji naprężenia rys. 3. algorytm wyznaczania trwałości zmęczeniowej w warunkach obciążeń stałoamplitudowych fig. 3. abridged algorithm for fatigue life evaluation under constant amplitude loading conditions wyznaczenie położenia płaszczyzny krytycznej → wyznaczenie przebiegu parametru energetycznego → wyznaczenie trwałości zmęczeniowej 42 przegląd spawalnictwa 7/2011 normalnego. takie założenie pozwoliło na uproszczenie zapisu proponowanej postaci parametru gęstości liczbę cykli do zniszczenia według modelu (5) wyznaczyć można na podstawie następującej zależności (załącznik b): (7) badania eksperymentalne wyniki badań wykorzystane w tej pracy zostały opublikowane w [2]. przedmiotem badań jest próbka ze stali s355n (materiał rodzimy) (rys. 1). próbki wykonano u jednego dostawcy, przez spawanie dużych płyt stalowych, które następnie wycięto plazmowo do odpowiednich wymiarów. spoiny wykonano techniką gmaw, przez nałożenie kilku warstw spoiny na wstępnie podgrzaną powierzchnię. naprężenia własne w próbce zmierzono metodą nawiercania ślepego otworu. przedstawione wyniki pomiarów naprężeń własnych osiowych oraz prostopadłych do osi wynoszą 103 i 96 mpa. powierzchnie boczne próbek poddane zostały szlifowaniu w celu usunięcia niejednorodności będących skutkiem technologicznego procesu spawania. nie zastosowano ujednoradniającej obróbki cieplnej ani dalszej obróbki spoiny. kryterium zniszczenia to całkowite pęknięcie złącza. badania przeprowadzono na jednej próbce dla naprężeń nominalnych 150 i 200 mpa oraz na dwóch próbkach dla naprężeń nominalnych równych 100 mpa. trwałość eksperymentalna dla poziomu obciążenia odpowiadającego naprężeniu nominalnemu 100 mpa jest wartością średnią geometryczną. ocena trwałości zmęczeniowej do wyznaczenia naprężeń wykorzystano metodę elementów skończonych z zastosowaniem analizy liniowej (model ciała liniowo-sprężystego) [13]. model dyskretny wykorzystany do obliczeń metodą promienia fikcyjnego oraz do obliczeń według modelu energetycznego przedstawiono na rysunku 4. kąt nachylenia lica spoiny θ wynosi 45o, co jest zgodne z zaleceniami dotyczącymi generowania modelu dyskretnego złącza ze spoiną pachwinową [3]. fikcyjny promień zaokrąglenia ρf został zamodelowany zgodnie z rysunkiem 2. w celu wyznaczenia trwałości zmęczeniowej metodą naprężeń nominalnych rozważany element spawany (rys. 1) został przypisany do przypadku 511 wg rozdziału 3.2 zaleceń iiw [3]. trwałość zmęczeniowa została wyznaczona zgodnie z zależnością (1) i z wykorzystaniem charakterystyki zmęczeniowej fat 80. w metodzie promienia fikcyjnego jako naprężeniowy parametr uszkodzenia dla charakterystyki zmęczeniowej przyjęto maksymalną wartość zakresu naprężenia zredukowanego σeq (hipoteza hubera-misesa-hencky’ego) w elemencie skończonym znajdującym się w linii wtopienia. schematyczny rozkład naprężeń w otoczeniu linii wtopienia oraz lokalizację elementu skończonego wykorzystanego do obliczeń przedstawiono na rysunku 5. nowością przedstawioną w tej pracy jest opisany model energetyczny wyznaczania trwałości zmęczeniowej, opisany przez zależność (5). w celu wykorzystania tego modelu do zagadnienia szacowania trwałości zmęczeniowej złączy spawanych zaproponowano: zastosowanie energetycznego kryterium parametru gęstości energii odkształcenia normalnego wη w płaszczyźnie krytycznej w połączeniu z ideą metody promienia fikcyjnego wykorzystaną jako efektywne podejście do problemu wyznaczania rozkładu naprężeń w złączu spawanym. aby wyznaczyć trwałość zmęczeniową według takiego podejścia, należy znać orientację płaszczyzny krytycznej. w tej pracy orientacja płaszczyzny rys. 4. model dyskretny z zadanym obciążeniem i warunkami brzegowymi fig. 4. discrete model together with the loading and boundary conditions rys. 5. schematyczny rozkład naprężeń normalnych σx w otoczeniu linii wtopienia (wartość nominalna σx = 100 mpa) fig. 5. schematic σx stress distribution across the fusion line (nominal stress σx stated at a level of 100 mpa) 43przegląd spawalnictwa 7/2011 krytycznej zdefiniowana została przez wektor normalny zgodny z kierunkiem maksymalnego naprężenia normalnego. wartość parametru gęstości energii odkształceń normalnych wη w płaszczyźnie krytycznej obliczono za pomocą zależności (5) przy podstawieniu wartości maksymalnego naprężenia głównego w miejsce naprężenia ση (załącznik a). w tym przypadku (wytężeniowe kryterium maksymalnych naprężeń normalnych) model dyskretny powinien zawierać fikcyjny promień zaokrąglenia ρf równy 0,8 mm (ρf = ρ + s • ρ * = 0 +2 • 0,4 = 0,8, zgodnie z (2)) [2, 10]. do wyznaczenia trwałości zmęczeniowej wykorzystano, tak jak dla metody promienia fikcyjnego, charakterystykę zmęczeniową fat 225. porównanie trwałości obliczeniowej z eksperymentalną przedstawiono na rysunku 6. rys. 6. porównanie wyników badań i wyników obliczeń fig 6. comparative graph for fatigue lives derived from tests and predicted with different approaches załącznik a parametr gęstości energii odkształcenia normalnego dla modelu ciała liniowo – sprężystego parametr wη gęstości energii odkształcenia normalnego w płaszczyźnie krytycznej, zaproponowany przez łagodę [12], ma następującą postać: (a1) gdzie naprężenia ση i odkształcenia εη normalne w kierunku wektora η można wyrazić za pomocą notacji tensorowej: (a2) (a3) wielkości z indeksami o czcionce prostej oznaczają obiekty tensorowe, a wielkości z indeksami pochylonymi to wielkości skalarne. wektor n określający orientację płaszczyzny ma następujące składowe: ni = [nx ny nz], (i = x, y, z), a σij to składowe tensora naprężenia, zaś εij to składowe tensora odkształcenia. wykorzystując model ciała liniowo-sprężystego, składowe tensora odkształcenia εij wyrażają się poprzez składowe tensora naprężenia: (a4) gdzie: e – moduł sprężystości wzdłużnej, v – liczba poissona, σkk = σx + σy + σz, δij – delta kroneckera, σkk = σx + σy + σz. zastosowanie zależności (a4) do (a3) prowadzi do następującego wzoru (a5) przy czym należy pamiętać, że σij • ni • nj = σn (a2) oraz δij x • ni • nj = nx 2 • ny 2 • nz 2 = 1. ostatecznie otrzymuje się: (a6) zastosowanie zależności (a6) do wyrażenia (a1) na parametr energetyczny wη prowadzi do następującej postaci: (a7) przy czym dla liniowo – sprężystego modelu ciała prawdziwe jest (a8) końcowa postać wyrażenia na parametr wη gęstości energii odkształcenia normalnego w płaszczyźnie krytycznej jest następująca (a9) rozpatrując w uproszczeniu tylko amplitudy naprężeń, otrzymuje się (a10) zakładając dodatkowo, że mamy do czynienia z obciążeniem cyklicznym, a składowe obciążenia zmieniają się proporcjonalnie, to kierunek i wartość maksymalnego naprężenia normalnego pokrywa się z kierunkiem i wartością maksymalnego naprężenia głównego σ1. w związku z tym obliczenia numeryczne znacznie się upraszczają, a wyrażenie (a10) przyjmuje postać: (a11) 44 przegląd spawalnictwa 7/2011 z zależności (b1) otrzymujemy (b2) w związku z tym amplituda parametru energetycznego wŋa wyliczona przy wieloosiowym stanie naprężenia ulega przekształceniu według zależności (b2) w celu przystosowania jej do charakterystyk zmęczeniowych fat. ostatecznie otrzymywana jest zależność (b3) załącznik b trwałość zmęczeniowa według parametru gęstości energii odkształcenia normalnego (a1) parametr ten wyraża się za pomocą parametru naprężeniowego stosowanego w charakterystykach fat. przyjmując kryterium uszkodzenia według parametru gęstości energii odkształcenia normalnego (a1) oraz jednoosiowy stan naprężenia, w którym tylko składowa δxa = δa jest różna od zera, otrzymujemy (b1) wnioski na podstawie uzyskanych wyników obliczeń sformułowano następujące wnioski: – metoda naprężeń nominalnych pozwala na szybką i dokładną ocenę trwałości zmęczeniowej, jednak jej zastosowanie ograniczone jest do złączy spawanych występujących w sklasyfikowanych elementach spawanych, – zastosowanie metody promienia fikcyjnego pozwoliło na uzyskanie wyników trwałości zmęczeniowej porównywalnych do wyników otrzymanych po zastosowaniu metody naprężeń nominalnych, literatura [1] sonsino c. m., kaufmann h., demofonti g., rifisculi s., sedlacek g., müller c., hanus f., wegmann h. g.: highstrength steels in welded state for light-weight constructions under high and variable stress peaks, escc steel research programme, csm – roma, lbf – darmstadt, published by the european commission, brussels, 1999. [2] łagoda t.: trwałość zmęczeniowa wybranych złączy spawanych, studia i monografie politechniki opolskiej, z.173, ow politechniki opolskiej, opole, 2005. [3] hobbacher a.: recomendations for fatigue design of welded joint and components, iiw document xiii-2151-07/xv-125407, paris, may 2007. [4] eurocode 3: design of steel structures – part 1-1: general rules for buildings, env 1993-1-1, european committee for standardisation, brussels 1992. [5] japanese society of steel construction (jssc): fatigue design recommendations for steel structures [english version], jssc technical report no. 32. tokyo: jssc; 1995. [6] łagoda t.: wyznaczanie trwałości zmęczeniowej złączy spawanych według naprężeń nominalnych, spajanie materiałów konstrukcyjnych, nr 2 (4)/2009, s. 10-14. [7] łukasik t.: wyznaczanie trwałości zmęczeniowej konstrukcji spawanej metodą linearyzacji naprężeń w punkcie krytycznym, przegląd spawalnictwa, nr 4/2010, s. 19-25. – porównanie trwałości eksperymentalnej z trwałością obliczeniową wyznaczoną wg modelu energetycznego połączonego z metodą promienia fikcyjnego wykazało bardzo wysoką zgodność trwałości obliczeniowej z eksperymentalną, przy podwyższonym prawdopodobieństwie zniszczenia (powyżej 5%), – obliczenia trwałości zmęczeniowej według opisanego schematu dla przedstawionego modelu energetycznego wskazują na celowość zastosowania ww. metody do obliczeń skomplikowanych geometrycznie, niesklasyfikowanych elementów spawanych. [8] morgenstern c., sonsino c.m, hobbacher a., sorbo f.: fatigue design of aluminium welded joints by the local stress concept with the fictitious notch radius of rf = 1 mm, international journal of fatigue 28, 2006, s. 881-990. [9] radaj d., sonsino c.m., fricke w.: fatigue assessment of welded joints by local approaches, second edition, woodhead publishing and crc press, cambridge and roca baton, 2006. [10] neuber h.: über die berücksichtigung der spannungskonzentration bei festigkeitsberechnungen, konstruktion 20 (7), 1968, s. 245-251. [11] berto f., lazzarin p., radaj d.: fictitious notch rounding concept applied to sharp v-notches: evaluation of the microstructural support factor for different failure hypotheses. part i: basic stress equations, engineering fracture mechanics 75, 2008, s. 3060-3072. [12] łagoda t.: energetyczne modele oceny trwałości zmęczeniowej materiałów konstrukcyjnych w warunkach jednoosiowych i wieloosiowych obciążeń losowych, studia i monografie politechniki opolskiej, z.121, ow politechniki opolskiej, opole, 2001. [13] msc/patran, msc. the macneal-schwendler corporation, ver. 2005. praca współfinansowana ze środków europejskiego funduszu społecznego (work co-financed by european social fund) 201305_pspaw_2u5a.pdf 2 przegląd spawalnictwa 5/2013 ireneusz baran marek nowak jerzy schmidt analiza sygnałów emisji akustycznej do wykrywania uszkodzeń zmęczeniowych w stali okrętowej analysis of acoustic emission signals in detection of fatigue failures in steel for ship hull construction mgr inż. ireneusz baran, inż. marek nowak, dr inż. jerzy schmidt – politechnika krakowska. streszczenie uszkodzenia korozyjne i pęknięcia zmęczeniowe to główne przyczyny awarii konstrukcji wszelkich środków transportu, takich jak statki (tankowce), autocysterny i cysterny kolejowe. oba rodzaje degradacji zarówno materiału, jak i konstrukcji są przedmiotem badań w projekcie realizowanych w ramach vii kooperacyjnego programu ramowego ue (transport) pt. cost effective corrosion and fatigue monitoring for transport products. w artykule przedstawiono pierwsze wyniki analizy uszkodzeń zmęczeniowych z zastosowaniem emisji akustycznej (ae) przeprowadzone na materiale stosowanym do budowy statków. ae umożliwia monitorowanie propagacji pęknięć w czasie wolnozmiennych prób zmęczeniowych w warunkach asymetrycznego trójpunktowego zginania. oczekiwano, że warunki propagacji pęknięcia zmęczeniowego będą się zmieniać od sposobu i do sposobu mieszanego i/ii, co byłoby bliższe rzeczywistym warunkom pracy. wykonano również badania zmęczeniowe z wykorzystaniem cieczy w celu określenia i oceny różnicy w propagacji fal ae poprzez ciecz i materiał będący w kontakcie bezpośrednim z tą cieczą. dane pomiarowe uzyskane podczas badań zmęczeniowych zawarte są w bazie danych, wykorzystywanej do analizy metodą pattern recognition do separacji sygnałów ae pochodzących z propagacji pęknięć zmęczeniowych i korozji od tła akustycznego. abstract corrosion damages and fatigue cracks are the main causes of structural failures in all surface transport products as ships, road tankers and railway tank cars. both types of degradation, i.e. the degradation of material and structure, are the subject of investigations carried out within the framework of a collaborative project of the 7th framework programme (transport) entitled cost effective corrosion and fatigue monitoring for transport products. in this paper, the first fatigue tests using acoustic emission (ae) performed on ship building materials have been demonstrated. ae enables us to monitor the crack propagation during low fatigue tests performed on specimens under asymmetric three-point bending load. it was expected that fracture behaviour would move from mode i to mixed-modes i/ii, which would be closer to reality. for reference, tests were also made in liquid to obtain and evaluate the differences in ae waves propagation in liquid and in material directly contacting this liquid. the data obtained during fatigue tests are included in a database used in pattern recognition analysis to separate the signals due to fatigue crack propagation and corrosion damages from background noise. wstęp uszkodzenia konstrukcji statków niewykryte na czas i niemonitorowane w czasie to potencjalnie przyczyny katastrofalnych wypadków z ogromnym zanieczyszczeniem środowiska naturalnego. prewencyjne środki działania polegają zwykle na wykonywaniu okresowych badań i przeglądów, tak aby rozwijające się uszkodzenia zostały wykryte i zidentyfikowane na czas, co umożliwiłoby przeprowadzenie odpowiednich napraw. jako przykład można tu przytoczyć środki transportu ropy naftowej i gazów pod ciśnieniem, które muszą być wycofane z eksploatacji w celu przeprowadzenia inspekcji 3przegląd spawalnictwa 5/2013 i oględzin wizualnych oraz wymaganych badań nieniszczących (ndt). jednakże pomimo tych wysiłków istnieje poważne ryzyko niewykrycia początku powstania uszkodzenia w ramach tych środków kontroli i może się zdarzyć, że w następnym okresie eksploatacyjnym takie uszkodzenie pojawi się i rozwinie. z tego powodu powstało w 2008 r. konsorcjum, w skład którego wchodzą różne ośrodki badawcze, uniwersytety i spółki przemysłowe takich krajów, jak: austria (jako koordynatora tüv), estonia, niemcy, wielka brytania, grecja, polska, portugalia i rumunia. konsorcjum zostało powołane do realizacji kooperacyjnego projektu w ramach vii programu ramowego ue (transport) pt. cost effective corrosion and fatigue monitoring for transport products. celem tego projektu jest rozwinięcie systemów okresowych badań monitorujących i instalacji stałej badań monitorujących. przeznaczeniem obu systemów jest wykrywanie uszkodzeń materiałów konstrukcyjnych środków transportu, będących wynikiem korozji lub pęknięć zmęczeniowych. proponowany proces zarządzania (kontroli) stanem (stanu) jest oparty na monitorowaniu stanu technicznego konstrukcji w zakresie rozwoju pęknięć zmęczeniowych i aktywnej korozji z wykorzystaniem techniki emisji akustycznej. wiadomo, że ae wykrywa aktywne pęknięcia, ale również aktywną korozję, co potwierdziły także wyniki uzyskane w projekcie ue corrosion detection of ships (evg1-ct-2002-00067). dzięki zastosowaniu czujników ae zamocowanyu trwale w określonych z góry punktach newralgicznych (hot-spots) statków, cystern kolejowych i autocystern konwencjonalna strategia kontroli i badań może być zastąpiona przez bardziej opłacalny i bazujący na rzeczywistym stanie technicznym konstrukcji system wykrywania wad i uszkodzeń oraz monitoring ich rozwoju w czasie. w tym artykule opisano część badań związanych z laboratoryjnymi badaniami zmęczeniowymi z zastosowaniem ae, materiału stosowanego w budowie statków, które zostały wykonane w ramach projektu przez laboratorium badań stosowanych politechniki krakowskiej. badania zmęczeniowe laboratoryjne do badań zmęczeniowych na zginanie wybrano wysokowytrzymałą stal gl a32 (materiał 1.0513, lr ah32), stosowaną w budowie kadłubów statków (blachy o grubości 10 mm). właściwości wytrzymałościowe materiału otrzymano na podstawie badań laboratoryjnych na próbkach wyciętych z dostarczonych blach: – umowna granica plastyczności w próbie rozciągania 300 mpa, – wytrzymałość na rozciąganie 440 mpa, – wydłużenie 50%, – umowna granica plastyczności w próbie zginania 440 mpa, – wytrzymałość na zginanie 550 mpa. ogólne założenia do badań zmęczeniowych laboratoryjnych z ae były następujące: – próbki do badań będą miały postać dużych elementów wykonanych z blachy stalowej używanej przez stocznię remontową w okrętownictwie, – próbki do badań będą spawane według stosowanej przez stocznię remontową technologii spawania, – schemat obciążenia umożliwi zmianę w strefie działania karbu i wymusi przejście ze sposobu i (mode i) do sposobu mieszanego i/ii (mix mode i/ii), – częstotliwość obciążania podczas pomiarów z ae będzie się mieściła w zakresie 0,2÷1,0 hz, zgodnie z założeniami w projekcie, opartymi na rzeczywistych warunkach pracy takich konstrukcji, – w czasie badań zmęczeniowych pomiary ae będą wykonywane z wykorzystaniem czujników ae zmontowanymi bezpośrednio na próbce oraz dodatkowo z czujnikami zanurzonymi w cieczy, – ciecz będzie w bezpośrednim kontakcie z propagującym pęknięciem zmęczeniowym w celu sprawdzenia różnic w falach ae propagujących przez ciecz i przez materiał próbki. na podstawie przeglądu i analizy literatury, własnych symulacji mes oraz późniejszych badań wstępnych na dużych próbkach, do dalszych badań został wybrany schemat obciążenia trójpunktowego asymetrycznego zginania. wymiary próbek, położenie spawu i karbu inicjującego oraz rozkład podpór pokazano na rysunku 1. pierwszym etapem były badania wstępne mające na celu weryfikację założonego schematu obciążenia. przeprowadzone próby zmęczeniowe wg założonego schematu trójpunktowego asymetrycznego zginania potwierdziły słuszność założenia i wymuszenie przejścia ze sposobu i (mode i) do sposobu mieszanego i/ii (mix mode i/ii). na rysunku 2 pokazano przełom próbki oraz przekrój poprzeczny z widokiem propagacji pęknięcia zmęczeniowego po badaniach wstępnych. w następnej kolejności przystąpiono do badań właściwości zmęczeniowych z pomiarem ae. do pomiarów emisji akustycznej przyjęto system amsy 5 z dwukanałowymi kartami pomiarowymi asip2 firmy vallen systeme gmbh. zastosowano dwa typy rys. 1. wymiary próbek zmęczeniowych i rozmieszczenie podpór w trójpunktowym zginaniu fig. 1. the size of fatigue specimens and layout of supports for three-point bending loading podpory spoina karb eliptyczny grubość 10 mm 4 przegląd spawalnictwa 5/2013 czujników vs75 v i vs150 ric oraz przedwzmacniacze aep4 z wzmocnieniem 34 db. schemat rozmieszczenia czujników pokazano na rysunku 3. w celu inicjacji pęknięcia zmęczeniowego zastosowano hydropulsową wytrzymałościową maszynę dynamiczną ist systems pl400 – w tym przypadku stosowano częstotliwość obciążania w granicach do 5 hz, podczas gdy badania zmęczeniowe z pomiarami ae wykonywano na elektromechanicznej maszynie wytrzymałościowej ze wzmocnionym systemem obciążania zwick z100 – w tym przypadku stosowano częstotliwość obciążania 0,4 hz. na rysunku 4 pokazano fragment typowego przebiegu obciążenia zmęczeniowego w trójpunktowym asymetrycznym zginaniu oraz amplitudę rejestrowanych sygnałów ae, a na rysunku 5 przebieg propagującego pęknięcia zmęczeniowego w badanej próbce. rys. 2. wyniki wstępnych badań zmęczeniowych – przełom próbki oraz przekrój poprzeczny z widokiem propagacji pęknięcia zmęczeniowego i spoiny fig. 2. the results of preliminary fatigue tests – specimen fracture and cross-section with well visible fatigue crack propagation and weld rys. 3. schemat rozmieszczenia czujników ae wraz z podporami na próbkach do badań zmęczeniowych – fale ae przenikały tylko przez materiał próbki (metal) fig. 3. schematic layout of ae sensors with supports on fatigue specimens – ae waves are travelling through the specimen material (metal) only rys. 4. przebieg obciążenia zmęczeniowego i amplituda rejestrowanych sygnałów ae fig. 4. fatigue loading and amplitude of recorded ae signals rys. 5. otwarte pęknięcie i kierunek jego propagacji podczas prób zmęczeniowych fig. 5. a open crack and the direction of its propagation during fatigue tests rys. 6. schemat rozmieszczenia czujników ae (vs75-v i vs150-ric) wraz z podporami na próbkach do badań zmęczeniowych z czujnikami ae zanurzonymi w cieczy (tylko vs75-v) – fale ae przenikały przez materiał próbki (metal) oraz przez ciecz fig. 7. schematic layout of ae sensors (vs75-v and vs150-ric) with supports on fatigue specimens and ae sensors immersed in liquid (only vs75-v) – ae waves are travelling through both specimen material (metal) and liquid medium notch 5przegląd spawalnictwa 5/2013 na tym etapie badań czujniki ae były montowane tylko bezpośrednio do materiału próbki badanej wg schematu przedstawiono na rysunku 3. następnym etapem badań były próby zmęczeniowe z pomiarami ae i czujnikami zanurzonymi w cieczy (tylko vs75-v), które były w bezpośrednim kontakcie z materiałem i z rozwijającym się pęknięciem zmęczeniowym. schemat rozmieszczenia czujników ae pokazano na rysunku 6, a na rysunku 7 zamieszczono widok pęknięcia zmęczeniowego w badanej próbce. wyniki badań otrzymane dane pomiarowe zostały poddane analizie i przygotowane do dalszej obróbki numerycznej, w której wykorzystano analizę metodą pattern recognition do separacji sygnałów ae pochodzących z propagacji pęknięć zmęczeniowych i korozji od tła akustycznego. przeprowadzono analizę danych pomiarowych z badań, w których czujniki ae były montowane tylko bezpośrednio na badanych próbkach (fale ae przenikały tylko przez materiał – metal). pomiary ae podczas prób zmęczeniowych umożliwiły wykrycie i lokalizację pęknięć zmęczeniowych oraz monitorowanie ich propagacji wraz z kolejnymi cyklami obciążeniowymi. na rysunku 8 pokazano lokalizację źródeł ae dla czujników vs75-v. piki (3d) oraz kwadraty (klastery) czerwony i niebieski (2d) odpowiadają wierzchołkom propagującego pęknięcia zmęczeniowego. następnie przeprowadzono analizę danych pomiarowych z badań, gdzie czujniki ae były montowane bezpośrednio na badanych próbkach oraz zanurzone w cieczy (vs75-v). w tym przypadku fale ae przechodziły zarówno przez materiał (metal) badanej próbki, jak i przez ciecz, która była w bezpośrednim kontakcie z materiałem próbki i z rozwijającym się pęknięciem zmęczeniowym. pomiary ae podczas prób zmęczeniowych umożliwiły wykrycie i lokalizację pęknięć zmęczeniowych oraz monitorowanie ich rozwoju wraz z kolejnymi cyklami obciążeniowymi, zarówno dla fal ae przechodzących przez materiał, jak i przez ciecz. na rysunku 9 pokazano lokalizację źródeł ae dla czujników vs75-v. piki (3d) oraz kwadraty czerwony i niebieski (2d) odpowiadają wierzchołkom pęknięcia zmęczeniowego. rys. 7. otwarte pęknięcie i kierunek jego propagacji podczas prób zmęczeniowych z cieczą fig. 7. open crack and the direction of its propagation during fatigue tests with liquid rys. 8. lokalizacja źródeł ae dla czujników vs75-v podczas próby zmęczeniowej (widok 2d i 3d) – fale ae przenikały tylko przez materiał próbki (metal) fig. 8. location of ae sources for vs75-v sensors during fatigue test (2d and 3d view) – ae waves are travelling only through the specimen material (metal) rys. 9. lokalizacja źródeł ae dla czujników vs75-v podczas próby zmęczeniowej (widok 2d i 3d) z czujnikami ae zanurzonymi w cieczy – fale ae przenikały zarówno przez materiał próbki (metal), jak i przez ciecz fig. 9. location of ae sources for vs75-v sensors during fatigue test with ae sensors immersed in liquid (2d and 3d view) – ae signals are travelling through both specimen material (metal) and liquid 6 przegląd spawalnictwa 5/2013 na rysunkach 10÷12 przedstawiono przykłady wyniku analizy sygnałów ae generowanych przez stale rozwijające pęknięcie zmęczeniowe w ponad 2500 cykli obciążenia. na rysunku 10 pokazano lokalizację zgrupowań sygnałów ae (tzw. klasterów) wzdłuż pęknięcia zmęczeniowego oraz poziomy obciążenia (amplitudę pierwszego sygnału), w których każde zdarzenie zostało wygenerowane dla określonej liczby cykli. parametr pcta na wykresach jest liczbą cykli obciążeń. rysunek 11 jest wynikiem filtrowania lokalizacji z rysunku 10 i przedstawia lokalizację źródeł ae dla wybranych klasterów oraz poziomy obciążenia, w których każde zdarzenie zostało wygenerowane dla określonej liczby cykli. na rysunku 12 przedstawiono przykład wyniku analizy z wykorzystaniem metody wzorców uczących w aplikacji visual class dla identyfikacji sygnałów ae źródeł z rysunku 11. widać że punkty tworzące linie lub chmury koncentrujących się punktów (rys. 10÷12) z badań dla źródeł ae zostały skojarzone przez aplikację visual class w tych samych indywidualnych klasach jako podobne. rys. 10. lokalizacja źródeł ae dla czujników vs150-ric (a) i vs75-v (b) podczas testu zmęczeniowego oraz odpowiadające źródłom poziomy obciążenia i amplituda na wykresie load vs. pcta (ilość cykli obciążenia) fig. 10. location of ae sources for vs150-ric (a) and vs75-v (b) sensors during fatigue test and corresponding to them level of load with amplitudes of events in graph load vs. pcta (number of cycle loading) fig. 11. lokalizacja źródeł ae wybranego zgrupowania sygnałów (klastera) dla czujników vs150-ric podczas testu zmęczeniowego oraz odpowiadające źródłom poziomy obciążenia i amplituda na wykresie load vs. pcta (ilość cykli obciążenia) fig. 11. location of ae source in selected cluster zone for vs150-ric sensors during fatigue test and corresponding to them level of load with amplitudes of events in graph load vs. pcta (number of cycle loading) b) a) 7przegląd spawalnictwa 5/2013 fig. 12. przykład analizy sygnałów ae w aplikacji visual class dla vs150-ric (a) i vs75-v (b) (czujniki zamontowane na próbce i zanurzone w cieczy) dla źródła ae wybranego zgrupowania sygnałów (klastera) fig. 12. example of visual class analysis of ae signals recorded by vs150-ric (a) and vs75-v (b) (sensors mounted on the plates & immersed in liquid) for source in selected cluster zone during fatigue test – used unsupervised learning on single file wnioski na podstawie uzyskanych wyników oraz ich analizy można wyciągnąć następujące wnioski: pomiary metodą ae podczas serii badań zmęczeniowych wykazały, że możliwe jest rejestrowanie sygnałów ae pochodzących z rozchodzącego się pęknięcia zmęczeniowego przez czujniki montowane bezpośrednio w próbkach. fale ae pochodzące z pęknięcia zmęczeniowego i przenikające przez ciecz bezpośrednio stykającą się z uszkodzeniem mogą być rejestrowane przez czujniki ae zanurzone w tej cieczy. literatura [1] ohtsu m. and ono k., j. acoustic emission, 3, (1984) 69-80. [2] nabil bassim m.: assessment of fatigue damage with acoustic emission, j. acoustic emission, 4 (1985) s224-226. [3] horrigan p. m., finn j. f., tuler f. r., smith j. h.: locating fatigue cracks by acoustic emission testing, j. acoustic emission, 8 (1989) s79-83. [4] keinosuke fukunaga introduction to statistical pattern recognition, 2nd ed., isbn 0-12-269851-7. zarejestrowana ae (parametry wraz z sygnałami ae) została poddana analizie i ocenie, a następnym krokiem będzie wykorzystanie oprogramowania do analizy z wykorzystaniem metody wzorców uczących (pattern-recognition) do identyfikacji zarejestrowanych sygnałów ae. w celu monitorowania stanu konstrukcji badanego obiektu i późniejszej oceny ewentualnych wad konieczne jest, aby móc odróżnić poszukiwane (rzeczywiste) sygnały ae pochodzące z uszkodzenia od tła akustycznego. [5] baran i., nowak m., ono k.: acoustic emission analysis of the over-straining of pipes in a poly-ethylene reactor, 28th european conference of acoustic emission testing (ewgae), kraków, poland, sep.17-19, 2008. [6] hutchinson m. y., he, j. w.: asymmetric four-point crack specimen, j.applied mechanics, 67, (2000) 207-209. spotkania spawalników w 2013 r. 6 warmińsko-mazurska biesiada spawalnicza olsztyn, 13.06.2013 kontakt: wiesława bączyk, tel.: 89 535 10 00, e-mail: olsztyn@rywal.com.pl ii dolnośląskie sympozjum spawalnicze wrocław, 19.06.2013 kontakt: artur lange, tel.: 71 320 21 45, artur.lange@pwr.wroc.pl xii szczecińskie seminarium spawalnicze szczecin, 5.09.2013 kontakt: katarzyna rudzka, tel.: 91 462 42 75, katarzyna.rudzka@pl.linde-gas.com ii kieleckie spotkanie spawalników kielce, 12.09.2013 kontakt: ewelina janus, tel.: 41 368 74 80, ewelina.janus@pl.linde-gas.com xvii pomorskie spotkanie spawalników gdańsk, 17.10.2013 kontakt: iwona janson, tel.: 58 511 28 00, iwona.janson@pl.linde-gas.com materiały konferencyjne zostaną opublikowane w numerze 6/2013 miesięcznika naukowo-technicznego przegląd spawalnictwa a) b) 201112_pspaw.pdf 52 przegląd spawalnictwa 12/2011 grzegorz gontarz tomasz chmielewski dariusz golański modyfikacja natryskiwanych powłok aluminiowych na stali skoncentrowanym źródłem ciepła modification of sprayed aluminum layers on steel substrate  by the concentrated heat source mgr inż. grzegorz gontarz, dr inż. tomasz chmielewski, dr hab. inż. dariusz golański – politechnika warszawska. streszczenie w pracy przedstawiono wstępne wyniki badań nad wytwarzaniem powierzchniowych powłok ochronnych fe-al na podłożu stalowym. powłokę opartą na fazach międzymetalicznych z układu fe-al otrzymano w dwustopniowym procesie natryskiwania czystego aluminium na podłoże stalowe oraz przetapiania otrzymanej warstwy al z żelazem z podłoża. zapoczątkowana przy przetapianiu synteza aluminium z żelazem umożliwiła otrzymanie powłoki składającej się ze stopu na bazie uporządkowanej fazy międzymetalicznej, co potwierdzone zostało badaniami twardości oraz dyfrakcji rentgenowskiej. opracowana metoda wytwarzania powłoki fe-al jest znacznie tańsza od innych metod nanoszenia powłok, wykorzystujących komercyjnie przygotowany materiał powłokowy fe-al. ponadto, proces przetapiania znacząco zwiększa przyczepność powłoki do podłoża (w stosunku do powłok natryskiwanych), zbliżając ją do wartości osiąganych w procesach napawania. abstract the paper presents the initial results of research on producing surface protective coatings made of fe-al intermetallic compounds on the steel substrates. the fe-al coating is obtained in two-step process. first, the steel substrate is thermally sprayed with pure aluminum having thickness about 0,2 mm. this way both components (fe, al) are prepared for subsequent melting and synthesis. in the final step, the aluminum coating is remelted together with the steel substrate by the microplasma beam. the formation of fe-al intermetallic compound has been verified by the microhardness and x-ray diffraction measurements of analyzed coatings. the developed method is the cheap alternative comparing to other surface modification processes utilizing commercially prepared intermetallic coating materials. beside that, the remelting process substantially increases the coating bond strength reaching levels observed for hardfacing processes. wstęp od około 20 lat fazy międzymetaliczne są postrzegane jako materiały funkcjonalne o specyficznych właściwościach chemicznych i fizycznych. na skutek intensywnych badań naukowych zagadnień dotyczących faz międzymetalicznych i lepszego poznania tej grupy materiałów są one coraz szerzej stosowane [1, 2]. utrudnienia w ich stosowaniu wynikają z wysokiej kruchości w temperaturze otoczenia, lecz również z trudności wytwarzania z nich elementów o użytkowych wymiarach charakteryzujących się litą budową o drobnoziarnistej mikrostrukturze, pozbawionej mikropęknięć i innych nieciągłości. obecnie duże zainteresowanie towarzyszy materiałom na bazie związków międzymetalicznych z układu fe-al. jest to efektem m.in. względnie niskiej ceny w stosunku do innych grup materiałów aparatach na fazach międzymetalicznych. istotne składniki kosztów to koszt materiałów podstawowych oraz koszt technologicznego procesu wytwarzania. 53przegląd spawalnictwa 12/2011 obecnie stopy na bazie faz międzymetalicznych wytwarzane są przez topienie i odlewanie, które postrzegane są jako tradycyjne metody, niezupełnie wystarczające. nowoczesne techniki wytwarzania oparte są głównie na metalurgii proszków – tradycyjnych technikach konsolidacji proszków składników podstawowych lub również ich złożonych wieloetapowych odmianach [3]. w znakomitej większości aplikacji faz międzymetalicznych w przemyśle służą one do wytwarzania różnego rodzaju powłok powierzchniowych o charakterze ochronnym. jednak ich nakładanie jest kosztowne. najczęściej materiał powłokowy to proszek wcześniej przygotowanych i rozdrobnionych faz międzymetalicznych. natryskiwanie termiczne faz międzymetalicznych jest od wielu lat stosowane w przemyśle i ciągle rozwijane. oprócz wielu niekwestionowanych zalet warstw natryskiwanych trzeba również zwrócić uwagę na ich słabe strony wynikające głównie z ograniczeń technologii i metody wytwarzania. należą do nich skłonność do rozwarstwiania, ograniczona przyczepność warstwy do podłoża < 40 mpa (w teście na rozrywanie) [4], kilkuprocentowa porowatość, maksymalna grubość ograniczono do ok. 0,4 mm oraz ograniczona odporność na skupione naciski [4]. autorzy zaproponowali dwuetapowy proces technologiczny nawiązujący w części do tradycyjnych metod spajania. w pierwszym etapie na podłoże natryskiwana jest łukowo warstwa czystego aluminium, a w drugim etapie jest ona przetapiana skoncentrowaną wiązką ciepła (mikoplazmy). w obszarze powłoki i podłoża następuje synteza aluminium z żelazem prowadząca do powstania w warstwie fazy międzymetalicznej fe-al. podobne badania z wykorzystaniem skoncentrowanej wiązki lasera do przetapiania aluminium umożliwiły wytworzenie twardej fazy fe-al w powłoce [5]. w tym przypadku zastosowanie wiązki mikroplazmowej zdecydowanie uprościłoby proces przetapiania i znacząco obniżyło jego koszt. zastosowany sposób wytwarzania stopu na bazie uporządkowanej fazy międzymetalicznej z zakresu fe-al jest zupełnie nowym rozwiązaniem. powłoka bazująca na fazie międzymetalicznej z układu fe-al jest wytwarzana in-situ. wyniki badań przedstawiono wybrane wyniki badań wstępnych. w pierwszym etapie na podłoże stali niestopowej (wag. 98,5% fe) w kształcie płytki o wymiarach 90x20 mm i grubości 2 mm, natryskiwana była metodą łukową warstwa aluminium o grubości ok. 0,2 mm. na rysunku 1 przedstawiono mikrostrukturę warstwy aluminium po natryskiwaniu. natryskiwanie wykonano technologią łukową przy zastosowaniu następujących parametrów: natężenie prądu 150 a, napięcie łuku 30 v, ciśnienie powietrza 0,5 mpa, odległość dyszy pistoletu od przedmiotu 300 mm. w procesie wykorzystano drut aluminiowy rys. 1. mikrostruktura natryskanej termicznie warstwy aluminium na podłożu ze stali s235jr, 100x fig. 1. the microstructure of thermally sprayed aluminum layer onto the s235jr steel, 100x rys. 2. proces natryskiwania łukowego aluminium na podłoże stalowe fig. 2. arc spraying of aluminum onto the steel substrate o grubości 1,6 mm. podczas natryskiwania temperatura podłoża nie przekroczyła 100°c. na rysunku 2 przedstawiono proces natryskiwania łukowego warstwy aluminium na podłoże stalowe. w tym etapie dwa podstawowe składniki al (powłoka) i fe ze stalowego podłoża przygotowane zostały do stopienia i syntezy. w kolejnym etapie nałożona powłoka z aluminium była przetapiana wraz z warstwą stalowego podłoża (na całkowitej głębokości ok. 0,4 mm) skoncentrowaną wiązką plazmy (mikroplazmy). do przetapiania zastosowano urządzenie fronius plasmamodule 10. powłokę z podłożem przetapiano impulsowo przy następujących parametrach: maksymalne natężenie prądu 25 a, napięcie łuku 11,7 v, osłona gazowa – argon podawany z natężeniem przepływu 12 l/min, gaz plazmowy – argon (natężenie przepływu 0,6 l/min), odległość dyszy od przetapianej warstwy – 3 mm, prędkość przesuwu palnika – 15 mm/min. podczas przetapiania temperatura podłoża nie przekraczała 250°c. kąpiel metaliczna (obszar ciekłego metalu) składała się w równym stopniu z materiału powłoki aluminiowej oraz częściowo przetopionego podłoża stalowego. proces ten przedstawiono schematycznie na rysunku 3. 54 przegląd spawalnictwa 12/2011 powstałej warstwy. wyniki rentgenowskiej analizy fazowej potwierdzają obecność fazy fe-al wtórnego roztworu stałego jako głównego składnika strukturalnego, a jednocześnie potwierdzają nieznaczny udział innych faz ubocznych jak fe2o3 oraz fe2al5. faza fe2o3 powstała podczas przetapiania warstwy natryskanej z podłożem na skutek reakcji żelaza z tlenem atmosferycznym. we wcześniejszym etapie, tj. po natryskiwaniu, nie zarejestrowano jej obecności w warstwie. na rysunku 4 przedstawiono widok zewnętrznej powierzchni próbki po przetapianiu. szerokość ściegu wynosiła ok. 3 mm. uzyskanie dużej powierzchni tak wytworzonego stopu wymaga wykonania wielu ściegów zachodzących wzajemnie na siebie na szerokość ok. 1 mm. na rysunku 4a przedstawiono powierzchnię pojedynczego ściegu, natomiast na rysunku 4b pokazano powierzchnię z wieloma zachodzącymi na siebie ściegami. w przedstawiony sposób stworzono warunki metalurgiczne do powstania stopu składającego się z atomów aluminium i żelaza w proporcjach ok. 50/50. wykonano podstawowe badania metalograficzne w celu scharakteryzowania mikrostruktury oraz średniej twardości warstw. na rysunku 5 pokazano budowę mikrostrukturalną przed przetopieniem (rys. 5a) i po przetopieniu (rys. 5b) warstwy natryskanego aluminium. w obszarze nowo powstałego stopu obserwujemy charakterystyczną dla faz międzymetalicznych komórkową budowę mikrostrukturalną o średnim rozmiarze ziarn na poziomie 20 µm oraz dyspersyjne wydzielenia fe2o3 o wymiarach nieprzekraczających 2 µm. obecność cząstek fe2o3 równomiernie rozproszonych w objętości obszaru przetopienia może mieć pozytywny wpływ m.in. na właściwości trybologiczne wytworzonej warstwy. analizowana warstwa jest wolna od pęknięć i porowatości charakteryzujących warstwy natryskiwane. zapewnia to wysoki poziom szczelności i brak karbów o charakterze geometrycznym, koncentrujących naprężenia. największą zaletą w stosunku do powłok natryskiwanych jest metalurgiczne związanie z podłożem zapewniające przyczepność warstwy na poziomie o rząd wielkości wyższym niż dla powłok natryskiwanych. na rysunku 6 pokazano dyfraktogram rys. 5. mikrostruktura warstwy powierzchniowej a) przed przetopieniem, b) po przetopieniu, 200x fig. 5. microstructure of surface layer: a) before remelting, b) after remelting, 200x rys. 6. dyfraktogram przetopionej powłoki fig. 6. diffraction patterns of remelted aluminum layer rys. 7. rozkład twardości w stalowym podłożu i wytworzonej powłoce fig. 7. microhardness distribution across the steel substrate and produced feal layer rys. 3. schemat procesu przetapiania mikroplazmowego komponentów fig. 3. the scheme of microplasma remelting of al and fe components rys. 4. widok zewnętrznej powierzchni próbki po przetapianiu: a) ścieg pojedynczy, b) przetapianie wielościegowe fig. 4. the surface view of a sample after remelting: a) single pass, b) multiple lap passes b)a) 55przegląd spawalnictwa 12/2011 rozkład twardości w stalowym podłożu oraz wytworzonej warstwie przedstawiono na rysunku 7. badanie wykonano na mikrotwardościomierzu leitzwetzlar. twardość próbki po stronie podłoża badano do głębokości ok. 2,3 mm celem ujawnienia ewentualnego oddziaływania cyklu cieplnego również na podłoże. w podłożu odnotowano wzrost twardości do poziomu ok. 400 µhv0,1 jedynie w obszarze strefy podsumowanie zaproponowana metoda jest alternatywą dla stosowanych metod modyfikacji powierzchni stalowych, opartych na pokrywaniu ich drogimi gotowymi fazami międzymetalicznymi (najczęściej w formie proszku). największą zaletą opracowanej metody jest mały koszt stosowanych materiałów al i stali (fe) oraz wytwarzanie z nich nowego stopu na powierzchni modyfikowanego elementu podczas przetapiania powłoki i podłoża. oprócz stosunkowo niskiego kosztu uzyskania stopu na bazie uporządkowanej fazy międzymetalicznej feal, taki sposób wytwarzania pozwala na uzyskanie wysokiego poziomu przyczepności powłoki do podłoża, o rząd literatura [1] wiliama j.c.: intermetallics for structural applications: potential, reality and road ahead, structural intermetallics, ed. m.v. nathal at al., tms 1997, 3-8. [2] bystrzycki j., varin r.a., bojar z.: postępy w badaniach stopów na bazie uporządkowanych faz międzymetalicznych z udziałem aluminium, inżynieria materiałowa 1996, 5, s. 137-149. [3] durejko t., bojar z.: materiały na bazie faz międzymetalicznych z układu fe-al otrzymywane zmodyfikowaną metodą prasowania w podwyższonej temperaturze. composites no. 2/2005. wielkości wyższego niż powłok natryskiwanych termicznie, a właściwego dla metod napawania. ponadto, zastosowane źródło ciepła przy przetapianiu w postaci skoncentrowanej wiązki mikroplazmowej umożliwia selektywne prowadzenie procesu przetapiania na wyizolowanym obszarze części maszyn. przedstawiona metoda daje możliwość wytwarzania in-situ warstw ochronnych bazujących na roztworze wtórnym feal, które swoją budową, właściwościami mechanicznymi i użytkowymi mogą wytyczać nowe kierunki zastosowań na elementy maszyn poddane wysokim obciążeniom mechanicznym oraz cieplnym i podlegające silnemu zużyciu ściernemu. [4] senderowski c., bojar z.: intermetaliczne powłoki ochronne otrzymywane przez gazodetonacyjne natryskiwanie samorozpadowych proszków fe-al, inżynieria materiałowa 2004, 5, s. 880-884. [5] chmielewski t., golański d.: the new method of in-situ fabrication of protective coatings based on feal intermetallic compounds. proceedings of the institution of mechanical engineers, part b, journal of engineering manufacture, 2011, vol. 225 (4), s. 611-616. polskie towarzystwo spawalnicze oddział w opolu informuje o organizacji xviii konferencji spawalniczej „spawanie w energetyce” w dniach od 24 do 26 kwietnia 2012 r. w ośrodku ziemowit w jarnołtówku – sesje referatowe – wystawy techniczne – imprezy towarzyszące wszystkich zainteresowanych udziałem w konferencji zapraszamy do skontaktowania się z polskim towarzystwem spawalniczym – oddział w opolu. dodatkowe informacje: pocica anna, tel. 48 77 400 62 51, e-mail: a.pocica@po.opole.pl derwich tomasz, tel. 48 77 401 92 95, e-mail: tomasz.derwich@esab.pl korespondencję prosimy kierować pod adresem: polskie towarzystwo spawalnicze – oddział w opolu ul. a. struga 10, 45-073 opole (fax: 48 77 401 92 01) wpływu ciepła (swc), która obejmowała pasmo o szerokości ok. 0,05 mm, bezpośrednio przyległe do granicy wtopienia. w warstwie właściwej zarejestrowano twardość w zakresie wartości 530÷810 µhv0,1. jest to poziom właściwy dla wtórnego roztworu stałego feal. otrzymane wyniki odzwierciedlają jednorodność chemiczną, strukturalną i fazową wytworzonej warstwy. 201405_pspaw_5584.pdf 59przegląd spawalnictwa 5/2014 anna pocica wojciech popanda dawid nowak badania spoin wykonanych metodą mag w różnych osłonach gazowych investigations of welded joints produced   by mag process in shielding gases dr inż. anna pocica – politechnika opolska, inż. wojciech popanda – financing&manufacturing&know-how kluczbork, inż. dawid nowak – brökelmann polska. autor korespondencyjny/corresponding author: a.pocica@po.opole.pl streszczenie w artykule przedstawiono wyniki badań złączy wykonanych metodą mag w osłonach różnych mieszanek gazowych. stwierdzono, że osłona gazowa oraz rodzaj transportu materiału w łuku powodują różną głębokość wtopienia, wielkość strefy wpływu ciepła oraz twardość uzyskanych złączy. ze względu na złożoność czynników wpływających na formowanie się spoiny (prąd, napięcie, prędkość spawania, osłona gazowa) należy zawsze analizować wszystkie zmienne i dopiero na podstawie takiej analizy możliwe jest określenie zalecanych parametrów spawania czy osłony gazowej. słowa kluczowe: gazy osłonowe, geometria spoin, spawanie mag abstract the investigations of welded joint produced by mag process in various shielding gases are presented. it was concluded that shielding gas and type of material transfer in arc cause different penetration depth, the size of heat affected zone and the hardness obtained connectors. due to the complexity of the factors affecting the formation of the weld (current, voltage, rate of welding, shielding gas), all the variables should always be analyzed, and only on the basis of this analysis it is possible to determine the recommended welding parameters or shielding gas. keywords: shielding gases, weld geomtry, gmaw wstęp gazy osłonowe stosowane w procesach spawania chronią powierzchnie łączonych elementów przed wpływem powietrza. powietrze jest uznawane za atmosferę nadzwyczaj niekorzystną, ponieważ jego składniki wykazują znaczną aktywność fizykochemiczną w kontakcie z metalami, szczególnie z żelazem i jego stopami. tlen i azot tworzą z żelazem i składnikami stopów żelaza tlenki i azotki, które pogarszają właściwości użytkowe stopów. wodór, co prawda, nie tworzy związków z żelazem, lecz rozpuszcza się intensywnie w ciekłym metalu, co sprzyja powstawaniu pęcherzy i pęknięć zimnych, a także pogarsza właściwości mechaniczne [1]. gazy osłonowe powinny łatwo ulegać jonizacji, co zapewnia utrzymanie stabilnego łuku przy stosunkowo niskim napięciu. dodatkowe wymagania dotyczą osłony jeziorka ciekłego metalu, dobrego wtopienia i gładkiego lica spoiny [2]. w spawalnictwie do osłony strefy spawania stosuje się gazy obojętne, tj. argon lub hel oraz gazy aktywne jednolub wieloskładnikowe, tworzące atmosferę regulowaną, najczęściej o charakterze utleniającym [1]. spawanie w osłonach mieszanek gazowych poprawia stabilność jarzenia się łuku, zmniejsza rozprysk, zwiększa wydajność spawania, poprawia jakość spoiny i na ogół właściwości mechaniczne złączy spawanych [1, 3, 4]. aktywne gazy osłonowe reagują ze stopionym metalem i materiałem dodatkowym, co pozwala uzyskać spoiny o określonych właściwościach wytrzymałościowych i plastycznych oraz odporności na korozję i pękanie. brak skutecznej osłony gazowej powoduje wystąpienie porowatości, utlenianie powierzchni i pogorszenie właściwości mechanicznych spoiny [2]. 60 przegląd spawalnictwa 5/2014 w metodzie mag osłonę stanowi gaz aktywny lub mieszanina gazów aktywnych, zwykle na bazie argonu z dodatkiem do 30% co2 lub 1÷8% o2, bądź też obu tych gazów. gazy osłonowe wpływają na kształt słupa łuku i charakter transportu kropli ciekłego metalu. dodatek co2 polepsza formowanie i kształt spoiny oraz zwiększa wtopienie. dodatek o2 powoduje zmniejszenie wartości prądu krytycznego, co sprzyja transportowi drobnokroplowemu i pozwala, w stosunku do osłony z czystego ar, na stosowanie większej średnicy drutu elektrodowego lub, przy tej samej średnicy, na spawanie cieńszych blach. tlen w mieszaninie polepsza formowanie ściegów, zmniejsza porowatość i rozprysk, a także powoduje wzrost wydajności spawania. dodatek o2 do mieszaniny ar + co2 poprawia wydajność spawania i stabilność jarzenia się łuku, sprzyja lepszemu formowaniu spoiny, a także pozwala ograniczyć zawartość wodoru i azotu w stopiwie [1]. do spawania metodą mag stali niestopowych i niskostopowych stosuje się czysty co2, mieszaniny dwulub wieloskładnikowe, a dla stali wysokostopowych jedynie mieszanki gazowe (tabl. i) [2]. efektywność osłony gazowej zależy od właściwości fizycznych i chemicznych gazów, a także od wielu czynników technologicznych, m.in.: natężenia wypływu gazu, natężenia prądu spawania, pozycji spawania, rodzaju złącza, kąta nachylenia dyszy gazowej uchwytu [2]. badania własne badaniom poddano złącza pachwinowe ze stali rst 37-2 o strukturze ferrytyczno-perlitycznej, zawierającej 0,19% c, 0,055% p, 0,055% s, 0,008% n. spoiny wykonano metodą mag urządzeniem total arc 25000 firmy castolin drutem gold sg2 o średnicy 1,2 mm. w procesie spawania stosowano różne osłony gazowe (tabl. ii) oraz różne parametry spawania (tabl. iii). materiał spawany grubość mm przenoszenie metalu w łuku zalecany gaz osłonowy s ta le n ie st op ow e < 2,0 zwarciowe ar+co2 ar+co2+o2 2,0÷3,2 zwarciowe ar+(8÷25)% co2 ar+he+co2 > 3,2 zwarciowe co2 ar+(15÷25)% co2 zwarciowe i kroplowe ar+25% co2 zwarciowe ar+50% co2 zwarciowe i kroplowe co2 natryskowe ar+(1÷8)% o2 natryskowe ar+(5÷20)% co2 zwarciowe lub natryskowe ar+co2+o2 ar+he+co2 he+ar+co2 natryskowe, wirujące ar+he+co2+o2 ar+co2+o2 > 2,0 impulsowe ar+(2÷8)% o2 ar+(5÷20)% co2 ar+he+co2 ar+co2+o2 s ta le n is ko st op ow e i w ys ok os to po w e < 0,8 zwarciowe ar+(8÷20)%co2 he+ar+co2 ar+co2+o2 zwarciowe i kroplowe ar+(20÷50)% co2 > 0,8 natryskowewirujące ar+2%o2 ar+(5÷10)% co2 ar+co2+o2 ar+he+co2+o2 impulsowe ar+2%o2 ar+(5÷10)% co2 ar+co2+o2 ar+he+co2 s ta le n ie rd ze w ne , a us te ni ty cz ne < 2,0 zwarciowe ar+(2÷5)% o2 > 2,0 zwarciowe he+7% ar+2% co2 ar+(2÷5)% co2 ar +he+co2 he+ar+co2 natryskowe ar+(1÷2)% o2 ar +he+co2 he+ar+co2 impulsowe ar+(1÷2)% o2 ar +he+co2 he+ar+co2 ar+co2+h2 tablica i. zalecane gazy osłonowe do spawania metodą mag [2] table i. recommended shielding gases for mag welding [2] tablica ii. skład gazów osłonowych zastosowanych w procesie spawania table ii. chemical composition of shielding gases used in the welding process nazwa handlowa gazu skład chemiczny ferroline c-18 18% co2, 82% ar ferroline c-10 x2 10% co2, 2% o2, 88% ar ferroline he20 c8 20% he, 8% co2, 72% ar ferroline x4 4% co2, 96% ar 61przegląd spawalnictwa 5/2014 tablica iii. parametry procesu spawania table iii. welding process parameters nr próbki gaz osłonowy napięcie v prąd spawania a prędkość podawania drutu, m/min czas spawania s energia liniowa x106 j/m sposób transportu metalu 1 a ferroline c-18 22 150 3,5 21 3,4 zwarciowy b 25 216 6,5 22 6,0 mieszany c 28 256 8,5 20 7,2 natryskowy 2 a ferroline c-10 x2 21 141 3,5 21 3,1 zwarciowy b 25 213 6,5 21 5,5 mieszany c 28 264 8,5 20 7,1 natryskowy 3 a ferroline he20 c8 21 143 3,5 22 3,3 zwarciowy b 25 222 6,5 21 5,9 mieszany c 28 255 8,5 21 7,4 natryskowy 4 a ferroline x4 21 145 3,5 24 3,6 zwarciowy b 25 233 6,5 24 6,9 mieszany c 28 292 8,5 23 9,5 natryskowy rys. 1. makrostruktury złączy spawanych wykonanych w różnych osłonach gazowych: 1 – ferroline c-18, 2 – ferroline c-10 x2, 3 – ferroline he20 c8, 4 – ferroline x4 fig. 1. makrostructures of welded joint made with the use of various shielding gases: 1 – ferroline c-18, 2 – ferroline c-10 x2, 3 – ferroline he20 c8, 4 – ferroline x4 łuk zwarciowy (a) łuk mieszany (b) łuk natryskowy (c) 62 przegląd spawalnictwa 5/2014 złącza o wymiarach 100x100x10 mm i 100x60x10 mm poddano badaniom metalograficznym makroi mikroskopowym, określono głębokość wtopienia, kształt lica spoiny, a także ich twardość. próbki do badań makroskopowych szlifowano na papierach ściernych o ziarnistości: 80, 180, 400, 600, 800, a następnie trawiono odczynnikiem adlera (3 g (nh4)2[cucl4] + 20 ml wody destylowanej + 50 ml hcl + 15 g fecl3). zaobserwowane makrostruktury przedstawiono na rysunku 1. badania makrostruktury pozwoliły na określenie głębokości wtopienia (rys. 2) i kształtu lica spoiny. spoiny oznaczone 3a i 2c miały lico wypukłe, pozostałe lico płaskie. rys. 2. głębokość wtopienia dla różnych gazów osłonowych fig. 2. fusion depth for used shielding gases strefa przegrzania strefa normalizowania swc spoina badania metalograficzne mikroskopowe prowadzono na mikroskopie optycznym olympus dp soft, stosując powiększenie 50x i 200x. próbki do badań szlifowano, polerowano i trawiono 3% roztworem hno3 (nitalem). zaobserwowane struktury niewiele różnią się między sobą, w związku z czym w artykule na rysunku 3 wykonano przykładową mikrostrukturę strefy wpływu ciepła (swc). badania twardości przeprowadzono na twardościomierzu zwick/roell zhv 10 metodą vickersa przy obciążeniu 10 n. w każdym obszarze swc wykonano 5 pomiarów, a średnie wyniki przedstawiono na rysunkach 4÷6. rys. 3. mikrostruktura złącza spawanego – próbka 3a: a) swc; b) spoina; c) strefa częściowego przetopienia i strefa przegrzania; d) strefa normalizowania i strefa częściowego przekrystalizowania fig. 3. microstructure of welded joint – sample 3a: a) haz, b) weld, c) partially melted metal and overheat zone, d) normalizing and partial recrystallization zone rys. 4. rozkład twardości w złączach wykonanych łukiem zwarciowym (a) w różnych osłonach gazowych fig. 4. hardness distribution in the joint made by the short arc in the various s rys. 5. rozkład twardości w złączach wykonanych łukiem mieszanym (b) w różnych osłonach gazowych fig. 5. hardness distribution in the joint made by the mix arc in the various a) b) c) d) 63przegląd spawalnictwa 5/2014 rys. 6. rozkład twardości w złączach wykonanych łukiem natryskowym (c) w różnych osłonach gazowych fig. 6. hardness distribution in the joint made by the spraying arc in the various shielding gases analiza wyników badań zastosowanie różnych osłon gazowych i różnych rodzajów łuku przy spawaniu metodą mag powoduje zróżnicowanie głębokości wtopienia, wielkości swc oraz twardości uzyskanych złączy. maksymalne wtopienie uzyskano, stosując łuk natryskowy, minimalne przy łuku zwarciowym (rys. 2), przy czym największe wtopienie obserwuje się przy spawaniu w mieszance feroline x4 łukiem natryskowym. w przypadku łuku zwarciowego i mieszanego zastosowane osłony gazowe w niewielkim stopniu wpływały na głębokość wtopienia. spawanie w mieszance ferroline he20 c8 powoduje uzyskanie szerokiego lica oraz dużego pola przekroju spoiny, co jest spowodowane obecnością helu w gazie osłonowym, który ma wysoką przewodność cieplną, przez co w powiązaniu z wysoką energią łuku sprawia, że do materiału wprowadza się znaczne ilości ciepła. spawanie złączy teowych powoduje różnice wielkości spoin po obu stronach złącza, gdyż wykonywanie drugiej spoiny odbywa się na nagrzanym materiale. powoduje to również różnice w wielkości strefy wpływu ciepła obu spoin. struktura swc dla wszystkich spoin jest taka sama, różna jest natomiast wielkość ziaren spoiny i strefy przegrzania, co jest związane z zastosowaną energią liniową spawania. im energia większa, tym większe ziarno w spoinie i większy obszar przegrzania. nie zaobserwowano znaczącego wpływu rodzaju łuku i osłony gazowej na twardość swc, natomiast różna jest twardość spoiny przy linii wtopienia, w zależności od rodzaju łuku, a w rzeczywistości od sposobu transportu materiału w łuku, co oczywiście związane jest z energią liniową spawania. trzeba sobie zdawać sprawę z tego, że trudno jednoznacznie uzależnić właściwości złącza od jednej zmiennej. stąd każdorazowo należy analizować wszystkie zmienne (prąd, napięcie, prędkość spawania, osłona gazowa) i dopiero na podstawie takiej analizy możliwe jest określenie zalecanych parametrów spawania czy osłony gazowej. literatura [1] pierożek b., lassociński j.: spawanie łukowe stali w osłonach gazowych. wnt, warszawa 1987. [2] ferenc k., ferenc j.: spawalnicze gazy osłonowe i palne. wnt, warszawa 2005. [3] poradnik inżyniera, konstruktora i technologa pod redakcją k. ferenca. wyd. verlagdashofer, warszawa 2013. [4] pilarczyk j., pilarczyk j.: spawanie i napawanie elektryczne metali. wyd. śląsk, katowice 1996. 201212_pspaw.pdf 29przegląd spawalnictwa 12/2012 dariusz fydrych grzegorz rogalski arkadiusz kunowski dariusz miś zastosowanie izolacji cieplnej przy wykonywaniu złączy w warunkach spawania izobarycznego application of thermal insulation for carrying  out welded joints under isobaric welding conditions dr inż. dariusz fydrych, dr inż. grzegorz rogalski – politechnika gdańska, mgr inż. arkadiusz kunowski – gdańska stocznia „remontowa”, mgr inż. dariusz miś – vistal mosty. streszczenie artykuł dotyczy badań nad zastosowaniem izolacji cieplnej jako metody ograniczenia chłodzącego wpływu wody, na spawalność stali o podwyższonej wytrzymałości. wykazano, że odizolowanie płyty spawanej w warunkach izobarycznych od wody warstwą izolatora w postaci styropianu, powoduje znaczący spadek twardości maksymalnej badanych złączy ze spoiną czołową i pachwinową. wskazano kierunki dalszych badań, które mogą przyczynić się do poprawy spawalności stali spawanej w rozpatrywanych warunkach. abstract the article concerns investigations on the application of thermal insulation as a method of limitation of cooling effect of water on weldability of high strength steel. it was found that under isobaric conditions, isolation of welded plate from water by a layer of styrofoam results the significant reduction of maximum hardness of examined welded joints for both, butt and fillet welds. directions of future researches, which can contribute to improvement of weldability of steel welded in considered conditions were indicated. wstęp spawanie izobaryczne jest jedną z metod spawania suchego pod wodą, charakteryzującą się wartością ciśnienia identyczną z ciśnieniem atmosferycznym (rys. 1). w porównaniu ze spawaniem mokrym podstawowymi zaletami tej metody jest brak szkodliwego wpływu zwiększonego ciśnienia oraz chłodzące oddziaływanie wody tylko z jednej strony spawanych elementów [1÷3]. niemniej jednak wpływ ten jest przyczyną zwiększonej twardości złączy w porównaniu ze spawaniem w środowisku powietrznym. tego rodzaju spawanie np. poszycia kadłuba poniżej linii wodnej statków, czy innych obiektów pływających znajdujących się w wodzie, jest jednak często nie do uniknięcia podczas prac remontowych w przypadku braku możliwości ich zadokowania. podstawowymi rodzajami takich prac jest wymiana skorodowanych lub uszkodzonych usztywnień dennych, jak wzdłużniki i denniki, czy elementów konstrukcji grodzi wzdłużnych lub poprzecznych. woda znajduje się po stronie zewnętrznej, a proces spawania realizowany jest w środku jednostki. istnieje więc ryzyko wystąpienia wyjątkowo niekorzystnych zmian właściwości strukturalno-mechanicznych w obszarze wykonywanych złączy spawanych, co może doprowadzić do awarii jednostki. głównymi czynnikami decydującymi o zmianach strukturalnych, poza składem chemicznym stali, jest prędkość stygnięcia oraz czas stygnięcia t8/5 [4, 5]. zmniejszenie prędkości stygnięcia można uzyskać m.in. przez zwiększenie ilości wprowadzonego ciepła (wzrost energii liniowej spawania), jednak możliwość ta jest ograniczona wymaganiami dotyczącymi uzyskania złączy spawanych na określonym poziomie jakości, a także obawą przed przetopieniem (przepaleniem) blach poszycia, często w znacznym stopniu skorodowanych. 30 przegląd spawalnictwa 12/2012 inną metodą poprawy spawalności stali w środowisku wodnym jest zastosowanie izolacji cieplnej [6, 7]. zastosowanie tego rodzaju zabiegu pozwala na korzystną zmianę warunków stygnięcia, co prowadzi do wydłużenia czasu stygnięcia t8/5. wymagania dotyczące spawania poszycia kadłuba poniżej linii wodnej statków znajdujących się w wodzie zostały określone przez morskie towarzystwa klasyfikacyjne zrzeszone w iacs w dokumencie recommendation 47. shipbuilding and repair quality standard, rev. 6, w pkt. 5.3 cz. b [8]. stanowią one, że spawanie takie dopuszczalne jest tylko dla stali o zwykłej i podwyższonej wytrzymałości o granicy plastyczności re nieprzekraczającej 355 mpa i tylko dla napraw miejscowych. w pozostałych przypadkach technologia spawania musi podlegać rozpatrzeniu i akceptacji przez towarzystwo klasyfikacyjne. dodatkowo wymaga się stosowania niskowodorowych procesów spawania i materiałów spawalniczych, a także podgrzewania wstępnego przed spawaniem do temperatury minimum 5oc lub określonej w instrukcji spawania wps w celu zmniejszenia prędkości stygnięcia oraz zapewnienia osuszenia rejonu spawania. cel i zakres pracy celem pracy była ocena skuteczności zastosowania izolacji cieplnej do zmniejszenia prędkości stygnięcia, a tym samym twardości maksymalnej swc złączy spawanych w warunkach suchych izobarycznych. oczekiwano, że zabieg ten doprowadzi do zmniejszenia prędkości stygnięcia i w konsekwencji do zmiany twardości w strefie wpływu ciepła do poziomu zapewniającego zmniejszenie ryzyka wystąpienia pęknięć zimnych. obecność niezgodności spawalniczych w złączach próbnych odnotowana podczas oceny wyników badań niszczących (makroskopowych) była w tej pracy nieistotna. badania własne plan badań po analizie czynników determinujących niepożądane właściwości złączy spawanych, wpływających m.in. na formowanie się pęknięć zimnych oraz możliwości ich zapobiegania, ustalono następujący plan badań: – ustalenie warunków realizacji eksperymentu. – zaprojektowanie i wykonanie stanowiska umożliwiającego wykonanie złączy próbnych. – wykonanie dwóch złączy teowych ze spoiną pachwinową oraz czołową z zastosowaniem izolacji termicznej od strony wody. – wykonanie dwóch złączy teowych ze spoiną pachwinową oraz czołową bez zastosowania izolacji termicznej. – badania wizualne (vt). – badania magnetyczno-proszkowe (mt). – badania ultradźwiękowe (ut). – badania metalograficzne makroskopowe. – pomiary twardości metodą vickersa hv10. realizacja badań doświadczenie zostało przeprowadzone na pochylni gdańskiej stoczni remontowej. spawanie odbywało się w warunkach suchych izobarycznych rys. 1. klasyfikacja metod spawania pod wodą fig. 1. classification of underwater welding methods tablica i. skład chemiczny stali o podwyższonej wytrzymałości eh36 wg atestu hutniczego table i. chemical composition of eh36 steel from mill certificate skład chemiczny, % mas. c si mn p s cr mo ni al cu nb ti v n 0,16 0,38 1,43 0,018 0,005 0,07 0,005 0,02 0,037 0,03 0,027 0,004 0,004 0,006 rys. 2. stanowisko badawcze do spawania suchego: a) bez izolacji termicznej, b) z izolacją termiczną fig. 2. test stand for dry welding: a) without thermal insulation, b) with thermal insulation a) b) 31przegląd spawalnictwa 12/2012 na otwartym powietrzu (rys. 2). w tym celu wykonano dwie skrzynie o wymiarach 500 500 1000 mm. dno obu skrzyń wykonane zostało z blachy ze stali kadłubowej o podwyższonej wytrzymałości eh36 i grubości 15 mm. skład chemiczny i właściwości mechaniczne stali eh36 przedstawiono w tablicach i i ii. wewnątrz obu skrzyń przyspawano usztywnienia łebkowe (typu hp) ze stali kadłubowej a o zwykłej wytrzymałości, której skład chemiczny i właściwości mechaniczne, wg wymagań iacs, zestawiono w tablicach iii i iv. do dna jednej skrzyni od zewnętrznej strony przyklejono izolację termiczną (styropian o grubości 50 mm) (rys. 2b). przygotowane skrzynie zainstalowano na stanowisku badawczym, tzn. zanurzono je na ok. 300 mm w wodzie basenu portowego, w taki sposób, że woda nie miała możliwości przedostania się do wnętrza skrzyń. na rysunkach 3 i 4 przedstawiono stanowisko badawcze. do spawania zastosowano drut proszkowy rutylowy esab ok tubrod 15.14 (en iso 17632-a t 46 2 p m 2 h5) o średnicy 1,2 mm. skład chemiczny materiału dodatkowego do spawania przedstawiono w tablicy v. złącza teowe ze spoinami czołowymi i pachwinowymi wykonano w pozycji nabocznej pb metodą 136 (fcaw) w osłonie mieszaniny gazowej m21 wg pn-en iso 14175. do wykonania złączy wykorzystano źródło prądu kempomig 4000 oraz podajnik drutu kempomig feed 400. złącza spawane wykonano zgodnie z procedurami obowiązującymi w przypadku spawania elementów jednostek pływających. temperatura powietrza podczas spawania wynosiła 10°c, natomiast wody 4,5°c. do cięcia i ukosowania brzegów usztywnień łebkowych na ½v wykorzystano palnik acetylenowo-tlenowy. miejsca, w których ułożono spoiny, oczyszczono z tlenków i innych zanieczyszczeń. w przypadku złączy ze spoinami czołowymi po wykonaniu ściegów wypełniających oraz licowych usunięto grań spoiny metodą żłobienia elektropowietrznego, a następnie wykonano podpawanie. w tablicy vi przedstawiono parametry wykonania złączy próbnych. tablica ii. właściwości mechaniczne stali eh36 wg atestu hutniczego table ii. mechanical properties of eh36 steel from mill certificate właściwości mechaniczne re, mpa rm, mpa a5, % 394 537 25 tablica iii. skład chemiczny stali a o zwykłej wytrzymałości wg wymagań iacs table iii. chemical composition of grade a steel from mill certificate skład chemiczny, % mas. c si mn p s max. 0,21 max. 0,50 min. 2,5×c 0,035 0,035 tablica iv. właściwości mechaniczne stali a o zwykłej wytrzymałości gatunku wg wymagań iacs table iv. mechanical properties grade a steel from mill certificate właściwości mechaniczne re, mpa rm, mpa a5, % 235 400/520 22 rys. 3. schemat stanowiska badawczego: 1 – źródło prądu kempomig 4000; 2 – butla z mieszanką gazową m21; 3 – reduktor; 4 – podajnik drutu kempomig feed 400; 5 – uchwyt spawalniczy; 6 – skrzynia z izolacją; 7 – skrzynia bez izolacji; 8 – blacha ze stali eh36; 9 – izolacja; 10 i 11 – usztywnienia łebkowe ze stali a; 12 – żelbetonowa kładka; 13 – nabrzeże; 14 – balustrada fig. 3. scheme of test station: 1 – welding current source kempomig 4000; 2 – gas cylinder with gas mixture m21; 3 – gas regulator; 4 – welding wire feeder kempomig feed 400; 5 – welding gun; 6 – box with insulation; 7 – box without insulation; 8 – steel sheet eh36; 9 – insulation; 10, 11 – steel grade a head profiles; 12 – concrete footbridge; 13 – wharf; 14 – banister rys. 4. widok z góry na skrzynie zamontowane na stanowisku badawczym: 1 – żelbetonowa kładka; 2 – skrzynia z podklejoną do dna izolacją; 3 – usztywnienia łebkowe; 4 – skrzynia bez izolacji fig. 4. top view of test station: 1 – concrete footbridge; 2 – box with insulation; 3 – head profiles; 4 – box without insulation tablica v. skład chemiczny drutu esab ok tubrod 15.14 (en iso 17632-a t 46 2 p m 2 h5) table v. chemical composition of esab ok tubrod 15.14 (en iso 17632-a t 46 2 p m 2 h5) welding wire skład chemiczny, % mas. c si mn p s cr mo ni al cu nb ti v n 0,053 0,48 1,21 0,015 0,016 0,02 0,02 0,03 0,02 0,01 0,02 32 przegląd spawalnictwa 12/2012 wyniki badań badania nieniszczące zakres badań nieniszczących ndt obejmował 100% złączy próbnych i zakładał przeprowadzenie badań wizualnych (vt) oraz magnetyczno-proszkowych (mt). badania wizualne wykonano zgodnie z wytycznymi normy pn-en iso 17637, natomiast magnetyczno -proszkowe zgodnie z pn-en iso 17638. na podstawie badań stwierdzono występowanie podtopień oraz nierównomierności lica spoiny. ustalono, że złącza spawane dla niezgodności zewnętrznych spełniają wymagania określone dla poziomu jakości c wg pn-en iso 5817. na rysunkach 5 i 6 przedstawiono wybrane złącza próbne po wykonanych badaniach ndt. badania niszczące badania niszczące wykonano w celu określenia geometrii spoin złączy próbnych, identyfikacji ewentualnych niezgodności spawalniczych oraz wyznaczenia rozkładów twardości w poszczególnych obszarach. zakres badań obejmował: – badania makroskopowe, – pomiar twardości metodą vickersa. na rysunku 7 przedstawiono sposób pobierania próbek do badań niszczących. tablica vi. parametry technologiczne spawania złączy teowych ze spoinami czołowymi (bw) i pachwinowymi (fw) table vi. welding parameters of t-joints with butt and fillet welds nr i rodzaj złącza nr ściegu średnica drutu d mm temp. podgrzewania wstępnego t °c natężenie przepływu gazu wg l/min średnie natężenie prądu spawania i a średnie napięcie łuku u v ilość wprowadzonego ciepła el* kj/cm z iz ol ac ją 1bw 1 1,2 40÷50 20 220 29,4 6,81 2 1,2 110÷140 20 220 29,4 4,56 3 1,2 120÷150 20 220 29,4 3,86 po usunięciu grani spoiny 4 1,2 40÷50 20 220 29,4 7,59 5 1,2 30÷40 20 220 29,4 4,71 6 1,2 40÷50 20 220 29,4 6,04 2fw 1 1,2 45÷55 20 220 29,4 8,85 2 1,2 150÷160 20 220 29,4 7,24 b ez iz ol ac ji 3fw 1 1,2 30÷40 20 220 29,4 8,71 2 1,2 40÷50 20 220 29,4 8,90 4bw 1 1,2 40÷50 20 220 29,4 5,70 2 1,2 40÷60 20 220 29,4 4,71 3 1,2 50÷70 20 220 29,4 4,64 po usunięciu grani spoiny 4 1,2 40÷50 20 220 29,4 7,45 5 1,2 35÷40 20 220 29,4 4,92 6 1,2 30÷40 20 220 29,4 6,04 el* – obliczono zgodnie z wytycznymi zawartymi w pn-en 1011-1 rys. 5. złącze próbne 1bw. widoczne podtopienie i nierówne lico spoiny fig. 5. test joint 1bw. apparent undercut and irregularity of weld surface rys. 6. złącze próbne 3fw. widoczne nierówne lico spoiny fig. 6. test joint 3fw. apparent irregularity of weld surface rys. 7. schemat pobierania próbek do badań niszczących fig. 7. scheme of sampling of tested joints for destructive testing 33przegląd spawalnictwa 12/2012 badania makroskopowe badania makroskopowe przeprowadzono zgodnie z wymaganiami pn-en 1321. z każdego złącza próbnego pobrano dwie próbki do wykonania zgładów metalograficznych makroskopowych. próbki do badań rys. 8. próbka 1bw/a, spawanie z izolacją. złącze teowe ze spoiną czołową. widoczny brak przetopu fig. 8. sample 1bw/a, welded with insulation. t-joint with butt weld. apparent lack of fusion rys. 9. próbka 1bw/b, spawanie z izolacją. złącze teowe ze spoiną czołową. widoczny brak przetopu fig. 9. sample 1bw/b, welded with insulation. t-joint with butt weld. apparent lack of fusion rys. 10. próbka 2fw/a, spawanie z izolacją. złącze teowe ze spoinami pachwinowymi. widoczny brak przetopu w spoinie pachwinowej (nieprzetopienie krawędzi) fig. 10. sample 2fw/a, welded with insulation. t-joint with fillet welds. apparent lack of fusion rys. 11. próbka 2fw/b, spawanie z izolacją. złącze teowe ze spoinami pachwinowymi. nie stwierdzono niezgodności fig. 11. sample 2fw/b, welded with insulation. t-joint with fillet welds. defects not found rys. 12. próbka 3fw/a, spawanie bez izolacji. złącze teowe ze spoinami pachwinowymi. nie stwierdzono niezgodności fig. 12. sample 3fw/a, welded without insulation. t joint with fillet welds. defects not found rys. 13. próbka 3fw/b, spawanie bez izolacji. złącze teowe ze spoinami pachwinowymi. widoczny brak przetopu w spoinie pachwinowej (nieprzetopienie krawędzi) fig. 13. sample 3fw/b, welded without insulation. t-joint with fillet joints. apparent lack of fusion poddano szlifowaniu i polerowaniu, a następnie trawieniu 5% nitalem. umożliwiło to określenie w złączach spawanych charakterystycznych obszarów, tj. strefy wpływu ciepła (swc), materiału spoiny (ms) oraz geometrii uzyskanych spoin i niezgodności spawalniczych. wyniki badań przedstawiono na rysunkach 8÷15. rys. 14. próbka 4bw/a, spawanie bez izolacji. złącze teowe ze spoiną czołową. nie stwierdzono niezgodności fig. 14. sample 4bw/a, welded without insulation. t-joint with butt weld. defects not found rys. 15. próbka 4bw/b, spawanie bez izolacji. złącze teowe ze spoiną czołową. widoczny brak przetopu fig. 15. sample 4bw/b, welded without insulation. t-joint with butt weld. apparent lack of fusion ← ← ← ← 34 przegląd spawalnictwa 12/2012 rys. 16. schemat pomiaru twardości złączy próbnych fig. 16. scheme of measurement of test joint’s hardness rys. 18. rozkład twardości. próbka 1bw/a, spawana z izolacją, linia pomiarowa ii, hv10max = 360 fig. 18. hardness distribution across 1bw/a sample, welded with insulation, measurement line ii, hv10max = 360 rys. 19. rozkład twardości. próbka 2fw/a, spawana z izolacją, linia pomiarowa i, hv10max = 339 fig. 19. hardness distribution across 2fw/a sample, welded with insulation, measurement line i, hv10max = 339 rys. 20. rozkład twardości. próbka 2fw/a, spawana z izolacją, linia pomiarowa ii, hv10max = 340 fig. 20. hardness distribution across 2fw/a sample, welded with insulation, measurement line ii, hv10max = 340 rys. 21. rozkład twardości. próbka 3fw/a, spawana bez izolacji, linia pomiarowa i, hv10max = 429 fig. 21. hardness distribution across 3fw/a sample, welded without insulation, measurement line i, hv10max = 429 rys. 17. rozkład twardości. próbka 1bw/a, spawana z izolacją, linia pomiarowa i, hv10max = 373 fig. 17. hardness distribution across 1bw/a sample, welded with insulation, measurement line i, hv10max = 373 pomiar twardości metodą vickersa pomiary twardości zostały wykonane zgodnie z zasadami zawartymi w normie pn-en 1043-1:2000. badania te pozwoliły na wyznaczenie i porównanie rozkładów twardości wykonanych złączy próbnych. badanie twardości wykonano dla czterech próbek, po jednej dla każdego złącza. na każdej próbce zostały naniesione dwie linie pomiarowe i oraz ii, wzdłuż których wykonano odciski. każdą z linii pomiarowych usytuowano w odległości 2 mm od powierzchni badanej próbki. na rysunku 16 przedstawiono schemat złącza z zaznaczeniem linii pomiarowych oraz rozmieszczeniem odcisków wgłębnika. do badań wykorzystano twardościomierz vickersa veb. w przypadku stali eh36 ustalono kryterium akceptacji na poziomie 350 hv10 (zgodnie z wymaganiami kwalifikowania technologii spawania wg iacs). wyniki pomiarów twardości przedstawiono na rysunkach 17÷24. na podstawie przedstawionych rozkładów twardości dla poszczególnych złączy próbnych można wnioskować, że próbki spawane bez izolacji termicznej (3fw/a, 4bw/a) charakteryzują się większą numer odcisków numer odcisków numer odcisków numer odcisków numer odcisków tw ar do ść h v 10 tw ar do ść h v 10 tw ar do ść h v 10 tw ar do ść h v 10 tw ar do ść h v 10 35przegląd spawalnictwa 12/2012 twardością maksymalną strefy wpływu ciepła w porównaniu z próbkami spawanymi z izolacją termiczną. największą twardość stwierdzono w próbce 3fw/a spawanej bez izolacji termicznej – wynosiła ona 429 hv 10. uzyskana wartość świadczy o formowaniu się w tym obszarze struktur hartowniczych, w tym przypadku prawdopodobnie martenzytu. tego rodzaju struktura oraz zwiększona zawartość wodoru dyfundującego i naprężenia spawalnicze sprzyjają formowaniu się pęknięć zimnych [9]. rys. 22. rozkład twardości. próbka 3fw/a, spawana bez izolacji, linia pomiarowa ii, hv10max = 413 fig. 22. hardness distribution across 3fw/a sample, welded without insulation, measurement line ii, hv10max = 413 rys. 23. rozkład twardości. próbka 4bw/a, spawana bez izolacji, linia pomiarowa i, hv10max = 413 fig. 23. hardness distribution across 4bw/a sample, welded without insulation, measurement line i, hv10max = 413 rys. 24. rozkład twardości. próbka 4bw/a, spawana bez izolacji, linia pomiarowa ii, hv10max = 390 fig. 24. hardness distribution across 4bw/a sample, welded without insulation, measurement line ii, hv10max = 390 rys. 25. maksymalne twardości hv10max w swc złączy próbnych fig. 25. maximum hardness values hv10max of haz of tested joints podsumowanie uzyskane wyniki badań potwierdziły początkowe przypuszczenia, że zastosowanie izolacji termicznej pozwoli na zmniejszenie prędkości stygnięcia złączy spawanych, co korzystnie wpłynie na wartości twardości maksymalnej w obszarze swc. badania wykazały, że nastąpił spadek twardości maksymalnej w swc o 50÷60 hv10, co świadczy o pozytywnym wpływie zastosowanej warstwy izolującej na prędkość stygnięcia. na rysunku 25 przedstawiono zestawienie zmierzonych wartości twardości maksymalnej dla poszczególnych złączy i linii pomiarowych. w odniesieniu do wyników pomiarów twardości należy zaznaczyć, że wskutek zastosowania izolacji termicznej nastąpił spadek jej wartości poniżej 350 hv10 dla próbki 2fw/a, odpowiednio 339 hv10 na linii pomiarowej i oraz 340 hv10 na linii pomiarowej ii. jednocześnie można stwierdzić, że wszystkie złącza wykonane przy zastosowaniu izolacji cieplnej spełniają wytyczne pn-en iso 15614-1 dla złączy spawanych bez obróbki cieplnej z grup materiałowych 1 oraz 2 wg cr iso 15608 (380 hv10), jednak częściowo nie spełniają wymagań przepisów iacs (350 hv10). w celu uzyskania mniejszych wartości twardości można zastosować następujące zabiegi technologiczne: zwiększenie ilości wprowadzonego ciepła, zastosowanie spawania wielościegowego oraz zwiększenie grubości izolacji termicznej. możliwe jest również zastosowanie materiału o mniejszym współczynniku przewodzenia ciepła, choć zjawiska termodynamiczne zachodzące na styku dwóch różnych stanów skupienia (ciało stałe/ciecz) są bardzo złożone i zastosowanie tego rodzaju materiału może nie dać zadowalających wyników. wszystkie omówione metody powinny zostać zweryfikowane eksperymentanie, co pozwoli na określenie ich skuteczności. tw ar do śc i h v 10 m ax numer odcisków numer odcisków numer odcisków tw ar do ść h v 10 tw ar do ść h v 10 tw ar do ść h v 10 36 przegląd spawalnictwa 12/2012 wnioski na podstawie analizy wyników badań sformułowano następujące wnioski: – potwierdzono skuteczność zastosowania izolacji termicznej jako metody poprawy spawalności stali wyrażonej twardością złączy w warunkach spawania suchego izobarycznego. – badania nieniszczące nie wykazały znaczących niezgodności w żadnym ze złączy, ale badania metalograficzne makroskopowe wykazały braki przetopu zarówno dla próbek spawanych z izolacją, jak i bez niej. – zakres pomierzonych twardości dla stali o podwyższonej wytrzymałości wynosi od 339 hv10 (złącze 2fw) do 429 hv10 (złącze 3fw). w większości próbek spawanych stwierdzono przekroczenie dopuszczalnej w przepisach iacs (350 hv10) twardości w swc wynoszącej 350 hv10 z wyjątkiem próbki 2fw. wszystkie złącza wykonane z izolacją cieplną spełniają wymagania pn-en iso15614-1, chociaż częściowo nie spełniają wymagań przepisów. – badania można kontynuować w następujących kierunkach: – zwiększenia ilości wprowadzonego ciepła, – zastosowania spawania wielościegowego (np. techniki ściegu odpuszczającego), – zwiększenia grubości izolacji, – zastosowania materiału izolacji o mniejszym współczynniku przewodzenia ciepła. literatura [1] cotton h.c.: welding underwater and in the splash zone – a review. proceedings of the international conference „underwater welding”, trondheim, norway 1983. [2] christensen n.: the metallurgy of underwater welding. proceedings of the international conference „underwater welding”, trondheim, norway 1983. [3] łabanowski j., fydrych d., rogalski g.: underwater welding – a review. advances in materials science 3/2008. [4] łomozik m.: metaloznawstwo i badania metalograficzne połączeń spawanych. instytut spawalnictwa. gliwice 2005. [5] tasak e.: spawalność stali. wyd. fotobit. kraków 2002. [6] keenan p. j.: thermal insulation of wet shielded metal arc welds. massachusetts institute of technology 1993. [7] chigariev v.v., ustinov a.v.: design-experimental estimation of the possibility of reduction of the haz metal cooling rate in wet underwater welding. the paton welding journal 5/2000. [8] recommendation 47. shipbuilding and repair quality standard, rev. 6. iacs may 2012. [9] fydrych d.: pękanie zimne stali spawanej w środowisku wodnym. przegląd spawalnictwa 10/2012. w następnym numerze tomasz babul, sylwester jończyk pewne aspekty badania kół zębatych metodą prądów wirowych. leszek piotrowski, bolesław augustyniak, marek chmielewski stan zaawansowania metody diagnozowania materiałów z wykorzystaniem efektu emisji magnetoakustycznej. paweł grzywna, dominik kukla, lech dietrich wykorzystanie optycznych metod do lokalizacji uszkodzeń zmęczeniowych. marcin lewandowski nowa architektura i możliwości przetwarzania sygnałów w systemach defektoskopowych. maciej roskosz kryteria oceny w metodzie magnetycznej pamięci metalu. maciej roskosz, krzysztof fryczkowski porównanie szumu barkhausena i własnego magnetycznego pola rozproszenia w odkształconych plastycznie próbkach ze stali s235 i p265gh. bolesław augustyniak magnetyczne metody diagnozowania stali napromieniowanych neutronami. ps 4 2018 www.pdf 48 przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 spawanie stali hardox w wybranych osłonach gazowych welding of hardox steel in selected gas shield dr inż. anna pocica – politechnika opolska, inż. tomasz buszyński – spawex anna buszyńska. autor korespondencyjny/corresponding author: a.pocica@op.opole.pl streszczenie w pracy przedstawiono wyniki badań nieniszczących oraz badań własności mechanicznych, udarności, twardości i makrostruktury złączy spawanych ze stali hardox wykonanych metodą mag w różnych osłonach gazowych. słowa kluczowe: spawanie; osłona gazowa; własności złączy spawanych abstract the paper presents the results of non-destructive tests and mechanical properties, toughness, hardness and macrostrucure tests of welding joints of hardox steel, welded in various gas shields. keywords: welding; gas shield; properties of welding joint wstęp stale hardox są to wysokojakościowe stale o dużej odporności na ścieranie, dobrych własnościach mechanicznych oraz odporności na obciążenie udarowe [1]. stale te charakteryzują się również dobrą spawalnością [2], przy czym bardzo ważny jest dobór energii liniowej spawania, materiałów dodatkowych, temperatury podgrzania wstępnego i międzyściegowej oraz prawidłowy dobór gazu osłonowego [3]. gazy osłonowe, oprócz ochrony łączonych elementów przed wpływem tlenu, azotu i wodoru z powietrza, powinny także pozwolić na utrzymanie stabilnego łuku przy stosunkowo niskim napięciu, zapewnić uzyskanie dobrego wtopienia i gładkiego lica. stale hardox spawa się na ogół metodą mag w osłonie mieszanek gazowych – ar+co2 lub ar+co2+o2. mieszanki gazowe poprawiają stabilność jarzenia się łuku, zmniejszają rozprysk, zwiększają wydajność spawania, poprawiają jakość spoiny i na ogół własności mechaniczne złączy spawanych [4]. gazy osłonowe wpływają na kształt słupa łuku oraz charakter transportu kropli ciekłego metalu. dodatek dwutlenku węgla polepsza formowanie i kształt spoiny oraz zwiększa wtopienie. dodatek tlenu, z kolei, powoduje zmniejszenie wartości prądu krytycznego, co sprzyja transportowi drobnokroplowemu i pozwala, w stosunku do osłony z czystego argonu, na stosowanie większej średnicy drutu elektrodowego lub, przy tej samej średnicy, na spawanie cieńszych blach. tlen w mieszance polepsza formowanie ściegów, zmniejsza porowatość i rozprysk, a także powoduje wzrost wydajności spawania. dodatek tlenu do mieszanki ar+co2 poprawia wydajność spawania i stabilność jarzenia się łuku, sprzyja lepszemu formowaniu spoiny, a także pozwala ograniczyć zawartość wodoru i azotu w stopiwie [5]. efektywność osłony gazowej zależy od własności fizycznych i chemicznych gazów, a także od wielu czynników technologicznych, m.in.: wydatku gazu, natężenia prądu spawania, pozycji spawania, rodzaju złącza, kąta nachylenia dyszy gazowej uchwytu [2]. anna pocica, tomasz buszyński przeglad welding technology review badania własne badaniom poddano cztery płyty próbne o wymiarach 150 x 280 mm i grubości 10 mm ze stali hardox 400 o składzie chemicznym i własnościach mechanicznych podanych w tablicy i. tablica i. skład chemiczny i własności mechaniczne stali hardox 400 table i. chemical composition and mechanical properties of hardox 400 steel skład chemiczny stali [%] c si mn p s cr ni mo b 0,32 0,70 1,60 0,025 0,010 1,40 1,50 0,60 0,004 właściwości mechaniczne rm, mpa re, mpa udarność, j twardość, hb 1200 1000 45 370-430 spawanie prowadzono metodą mag (135) w pozycji podolnej, prądem stałym biegunowości dodatniej. zastosowano drut gmnni3crmo o średnicy 1,2 mm oraz cztery osłony gazowe o następującym składzie chemicznym: 1. c1 (100% co2); 2. m21 (82% ar+18% co2); 3. m12 (97,5% ar+2,5% co2); 4. r1 (98% ar+2% h2). we wszystkich przypadkach przepływ gazu osłonowego wynosił 12÷18 l/min, prąd spawania 160÷240 a, napięcie 20÷27 v, a prędkość spawania 15÷40 cm/min. po przeprowadzeniu procesu spawania, złącza poddano badaniom nieniszczącym: wizualnym, penetracyjnym i radiograficznym oraz badaniom niszczącym, obejmującym próby rozciągania, udarności, zginania, badania twardości i makrostruktury. doi:.http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v90i4 .881 49przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 rys. 1. rozkład twardości w przekroju poprzecznym badanych złączy fig. 1. hardness distribution in cross-section of tested joints badania wizualne prowadzono zgodnie z normą pn-en iso 5817, przy użyciu standardowego wyposażenia. badania penetracyjne wykonano w temperaturze 20 °c stosując penetrant barwny. blachy przed próbą czyszczono mechanicznie. po nałożeniu penetrant wnikał w złącze przez 20 min, po czym powierzchnie zmywano i nakładano wywoływacz. badania radiograficzne przeprowadzono zgodnie z wytycznymi norm pn-en iso5817, pn-en iso 10675-1, pn-en iso 5579 i pn-en iso 17636-1. źródłem promieniowania było urządzenie eresco 52mf4-cl. natężenie prądu wynosiło 4,0 ma, a odległość źródło – błona 700 mm. zastosowano okładki wzmacniające przód pb 0,05 i tył pb 0,15. wszystkie badania nieniszczące wykazały, że złącza mają klasę jakości b. badania wytrzymałości na rozciąganie przeprowadzono na zrywarce zd 40 zgodnie z pn-en iso 4136. temperatura badania wynosiła 23 °c, a dokładność wskazania zrywarki 2 kn. badania udarności prowadzono ma młocie charpy`ego w temperaturze -20 °c, na znormalizowanych próbkach z karbem typu v. próbę zginania prowadzono od strony grani i od strony lica. próbkę podparto na wałkach i obciążono siłą f. kąt zginania wynosił 180° i jeżeli po zginaniu nie stwierdzono wad zewnętrznych wynik uważano za pozytywny. wyniki badań własności mechanicznych złączy przedstawiono w tablicy ii. badania twardości wykonano metodą vickersa przy obciążeniu 100 n. pomiary wykonano w dwóch liniach i obejmowały one materiał rodzimy, strefę wpływu ciepła i spoinę. wyniki pomiarów przedstawiono na rysunku 1. analiza wyników badań i wnioski spawanie stali hardox metodą mag w różnych osłonach gazowych pozwala na uzyskanie prawidłowych złączy o poziomie jakości b. wyjątek stanowi spoina wykonana w osłonie mieszanki r1 – 98% ar + 2% h2, w której występują podtopienia w licu i grani. tego typu niezgodności nie obserwuje się w innych złączach. spoina wykonana w osłonie r1 ma najniższą wytrzymałość i jednocześnie najmniejszą udarność. twardość spoiny oraz swc jest natomiast największa. najlepsze własności plastyczne można uzyskać dla spawania w osłonie ar + co2 , przy czym udarność od strony lica jest większa niż od strony grani. gorsze własności od strony grani potwierdza próba zginania, w której dla wszystkich złączy uzyskano wynik negatywny. jest to spowodowane niedostateczną osłoną gazową tego obszaru, a także utwardzeniem spoiny w wyniku szybkiego odprowadzenia ciepła. spawanie w czystym co2 pozwala uzyskać największą wytrzymałość złącza, lecz w metodzie tej występuje duża ilość rozprysków i znaczne umocnienie w strefie wpływu ciepła. trzeba sobie zdawać sprawę z tego, że trudno jednoznacznie uzależnić własności złącza od jednej zmiennej. każdorazowo więc należy analizować wszystkie zmienne (prąd, napięcie, szybkość spawania, osłona gazowa) i dopiero na podstawie takiej analizy możliwe jest określenie zalecanych parametrów spawania czy osłony gazowej. tablica ii. własności mechaniczne złączy spawanych table ii. mechanical properties of welded joints oznaczenie próbki wytrzymałość   na rozciąganie rm, mpa udarność, j próba zginania lico grań lico grań c1 (100%co2) 885 33 18 pozytywny negatywny m21 (82%ar+18% co2) 878 34 19 pozytywny negatywny m12 (97,5%ar+2,5% co2) 856 51 38 pozytywny negatywny r1 (98%ar+2%h2) 785 23 16 pozytywny negatywny wnioski  na podstawie przeprowadzonych badań sformułowano następujące wnioski 1. wszystkie złącza, bez względu na zastosowaną osłonę gazową mają klasę jakości b. 2. własności od strony lica są wyższe niż od strony grani, co jest związane z warunkami krzepnięcia spoiny i niedostateczną osłoną tego obszaru. 3. spawanie w osłonie 98% ar + 2% h2 powoduje wystąpienie podtopień w licu i grani spoiny, a spoina ma najniższe własności mechaniczne. miejsce pomiaru tw ar do ść , h v literatura [1] dudziński w., konat ł., pękalska l., pękalski g.: struktury i właściwości stali hardox 400 i hardox 500, inżynieria materiałowa, nr 3, s. 139-142, 2006. [2] konat ł.: struktury i własności stali hardox a ich możliwości aplikacyjne w warunkach zużywania ściernego i obciążeń dynamicznych, praca doktorska, wrocław, 2007. [3] spawanie trudnościeralnych stali hardox, https://www.ssab.pl/produkty/ marki/hardox/pl-spawanie-artykul [4] pierożek b., lassociński j.: spawanie łukowe stali w osłonach gazowych, wnt, warszawa, 1997. [5] pocica a., popanda w., nowak d.: badania spoin wykonanych metodą mag w różnych osłonach gazowych, przegląd spawalnictwa nr 5, s. 59-63, 2014. [6] ferenc k., ferenc j.: spawalnicze gazy osłonowe i palne, wnt, warszawa, 2005. 201304_pspaw_ki8o.pdf 2 przegląd spawalnictwa 4/2013 zbigniew mirski tomasz wojdat połączenia lutowane aluminium z miedzią, stalą niestopową i stopową, wykonane spoiwami cynkowymi soldered joints aluminum with copper,  unalloyed steel and alloy steel made of zinc binders prof. dr hab. inż. zbigniew mirski, mgr inż. tomasz wojdat – politechnika wrocławska. streszczenie wykonywanie połączeń lutowanych aluminium z innymi metalami, takimi jak: miedź, stal niestopowa i stopowa, związane jest z dużymi trudnościami. problemy te wynikają głównie ze zróżnicowanych właściwości fizykochemicznych i mechanicznych spajanych materiałów. ponadto występuje niebezpieczeństwo tworzenia się twardych faz międzymetalicznych powodujących kruchość połączeń lutowanych. w artykule przedstawiono wyniki prób zwilżalności i rozpływności badanych materiałów spoiwami cynkowymi. przeprowadzono również badania metalograficzne przy użyciu mikroskopii świetlnej oraz pomiary mikrotwardości i wytrzymałości na ścinanie połączeń lutowanych. abstract the performance of the opposite soldered joints aluminum with other metals, such as: copper, unalloyed steel and alloy steel is linked to major difficulties. these problems arise mainly from diverse physicochemical and mechanical properties of jointing materials. moreover, there is a danger of creating a hard intermetallic phases causing fragility soldered joints. the results of wattability trials and surface area of melt zinc solder on tested materials are showed in the article. also conducts metallographic research using illuminating microscopy and microhardness measurements and for shear strength soldered joints. wstęp aluminium i jego stopy są materiałami coraz częściej stosowanymi w połączeniach spajanych. wynika to przede wszystkim z ich dobrej przewodności elektrycznej i cieplnej oraz niewielkiego ciężaru właściwego [1÷3]. ponadto aluminium charakteryzuje się wysoką odpornością na korozję atmosferyczną oraz dobrą odpornością chemiczną na działanie wodoru, tlenu, siarki, chloru, bromu i fluoru [4]. lutowanie jest jednak często bardzo trudne z uwagi na zróżnicowane właściwości fizykochemiczne spajanych materiałów. niska temperatura topnienia aluminium (ok. 660oc) oraz pokrywająca jego powierzchnię szczelna warstwa trudnotopliwych tlenków al2o3 (ok. 2050oc) sprawiają, że jest ono znacznie trudniej lutowanym materiałem niż miedź, stal niestopowa i stopowa [2]. z tego też względu materiały dodatkowe do lutowania z innymi metalami, tj. luty i topniki, dobiera się przede wszystkim do lutowania aluminium. może to jednak powodować problemy związane ze zwilżalnością i rozpływnością tych lutów na powierzchni miedzi i stali, a w konsekwencji prowadzić do niewłaściwego wypełnienia szczeliny lutowniczej ciekłym lutem, co powoduje pogorszenie jakości połączeń lutowanych [1, 2]. użyte w badaniach luty cynkowe ze względu na dużą rozpuszczalność aluminium w cynku (układ równowagi fazowej zn–al), sięgającą 83,1% wag. al, determinują ich dobrą zwilżalność i rozpływność na powierzchni aluminium. istnieje jednak niebezpieczeństwo niedostatecznego zwilżania spoiwami cynkowymi powierzchni pozostałych materiałów stosowanych w badaniach, wynikające z braku tworzenia się roztworów stałych z pierwiastkami tych metali, co z kolei sprzyja powstawaniu faz międzymetalicznych 3przegląd spawalnictwa 4/2013 powodujących znaczne obniżenie właściwości mechanicznych połączeń lutowanych. na podstawie obserwacji mikroskopowych oraz pomiarów mikrotwardości złączy lutowanych można wnioskować o pojawieniu się faz międzymetalicznych na granicy połączenia lutów cynkowych z materiałami lutowanymi z aluminium. tego rodzaju badania umożliwiają określenie szerokości strefy reakcyjnej. z kolei pomiary mikrotwardości umożliwiają ocenę plastyczności i funkcjonalności połączeń lutowanych. przyjmuje się, że wraz ze wzrostem twardości strefy reakcyjnej wzrasta kruchość połączeń lutowanych, a co za tym idzie – zmniejszają się ich właściwości mechaniczne. materiały stosowane w badaniach do prób lutowania zastosowano luty cynkowe z dodatkiem aluminium, którego zawartość w stopie zwykle nie przekracza 15% wag. [1, 2]. skład chemiczny, temperaturę topnienia oraz postać stosowanych lutów zn–al przedstawiono w tablicy i. oznaczenia lutów podane w tej tablicy są jedynie oznaczeniami skrótowymi i nie są zgodne z normą. według normy pn en iso 3677:2007 oznaczenie np. dla lutu cynkowego o zawartości 4% wag. al to s-zn96al4 [5]. lutowanie aluminium wymaga stosowania dodatkowo aktywnych topników, opartych głównie na bazie chlorków litu, cyny, cynku i cezu, zdolnych do usunięcia trudno zwilżalnej lutami warstwy tlenków al2o3 [2, 3]. topniki na bazie litu, cyny i cynku są przeważnie topnikami korozyjnymi powodującymi erozję złącza lutowanego w przypadku niedokładnego usunięcia ich pozostałości po przeprowadzonym procesie lutowania. żeby tego uniknąć, do prób lutowania wybrano niekorozyjny topnik o handlowej nazwie 192 nx firmy castolin, zawierający związki cezu, w postaci pasty. temperatura aktywności topnika 192 nx mieści się w zakresie 420÷470oc [12]. jako materiału podstawowego do badań użyto aluminium en aw–1050a wg pn-en 573-3:2010 o składzie chemicznym podanym w tablicy ii [6]. aluminium en aw–1050a stosowane jest w przemyśle energetycznym, budownictwie, przemyśle chemicznym i spożywczym, do produkcji przedmiotów gospodarstwa domowego, opakowań itp. [7]. do lutowania miękkiego z aluminium wybrano [8÷10]: – miedź m1e (wg pn-77/h-82120) w stanie miękkim – 60 hbw 2,5/62,5. miedź m1e zawiera: 99,90% wag. cu i ogółem 0,1% dopuszczalnych zanieczyszczeń, w tym 0,001% wag. bi i 0,005% wag. pb; – stal niestopową dc01 (wg pn-en10130:2009) zawierającą: 0,12% wag. c oraz 0,60% wag. mn, 0,045% wag. p i 0,045% wag. s, reszta fe; – stal kwasoodporną x5crni18-10 (wg pn–en 10088:2007) zawierającą: ≤ 0,07% wag. c, ≤ 1,0% wag. si, ≤ 2,0% wag. mn, 0,045% wag. p, ≤ 0,015% wag. s, ≤ 0,11% wag. n, 17,5÷19,5% wag. cr oraz 8,0 ÷ 10,5% wag. ni, reszta fe. zwilżalność i rozpływność lutów cynkowych na badanych podłożach próby zwilżalności i rozpływności lutów zn-al przeprowadzono na blaszkach o grubości 0,5 mm i powierzchni 50 x 50 mm. do prób stosowano luty o masie 0,1 g pocięte na odcinki o długości ok. 1 mm, które następnie pokryto topnikiem o masie równej połowie masy lutu. bezpośrednio przed próbami podłoża lutowane oczyszczono papierem ściernym o ozn. 400 i odtłuszczono rozpuszczalnikiem nitro. próby zwilżalności i rozpływności przeprowadzono przez nagrzewanie próbek płomieniem propropanowo-powietrznym przy użyciu palnika bunsena. próbki umieszczono na siatce pokrytej ceramiką ułożoną na trójnogu i podgrzewano płomieniem od dołu. od momentu stopienia lutu czas nagrzewania wynosił ok. 5 s [2]. w pomiarach rozpływności do obliczania pól powierzchni rozpłynięcia się lutów użyto programu optycznego dp – soft olympus do obróbki cyfrowej zdjęć z funkcją planimetrowania powierzchni. wyniki pomiarów rozpływności lutów zn-al na powierzchni badanych metali przedstawiono w tablicy iii oraz na rysunku 1. są to wartości średnie z pięciu pomiarów. tablica i. skład chemiczny, temperatura topnienia oraz postać stosowanych lutów cynkowych [1, 2] table i. the chemical composition, melting point and the form of used zinc solders [1, 2] oznaczenie lutu skład chemiczny, % wag. zakres temp. topnienia, oc postać, wymiary, mm zn al l-znal2 98 2 382÷407 drut ø 1,6 l-znal4 96 4 382÷387 drut ø 1,6 l-znal15 85 15 382÷450 drut ø 1,0 tablica ii. skład chemiczny aluminium en aw – 1050a [6] table ii. the chemical composition of aluminum grade en aw–1050a [6] oznaczenie skład chemiczny, % wag. pn en al min fe max si max zn max ti max mg max mn max cu max ni max inne max a1 en aw – 1050a 99,5 0,40 0,25 0,07 0,05 0,05 0,05 0,05 0,05 0,03 4 przegląd spawalnictwa 4/2013 niezależnie od rodzaju podłoża, na którym przeprowadzono próby, widoczny jest wzrost pól powierzchni rozpływności lutów cynkowych, rosnący wraz ze wzrostem zawartości aluminium w lucie. po dokonaniu pomiarów rozpływności lutów zn-al na powierzchni badanych metali, zmierzono kąty zwilżalności. w tym celu próbki przecięto w połowie rozpłyniętej kropli lutu i przygotowano zgłady metalograficzne. sfotografowano je i na tej podstawie określono graficznie kąty zwilżania, których wartości zamieszczono w tablicy iv. są to również wartości średnie z pięciu pomiarów. rosnąca zawartość al w lutach cynkowych wpływa również na poprawę zwilżalności badanych podłoży, niezależnie od ich rodzaju, o czym świadczą malejące wartości kątów zwilżania θ (rys. 2). zwilżalność aluminium oraz stali niestopowej i kwasoodpornej lutami cynkowymi jest bardzo dobra. wartość kąta zwilżania w żadnym z przypadków nie przekracza 15o. znacznie gorsza sytuacja występuje w przypadku podłoża miedzianego, które nie jest zwilżane spoiwami cynkowymi w sposób zadowalający, co może powodować problemy podczas wykonywania połączeń al–cu. badania metalograficzne i pomiary mikrotwardości często stosowane, zwłaszcza w budowie urządzeń chłodniczych, są połączenia rurkowe aluminium z miedzią (rys. 3a). na rysunku 3 pokazano złącze, w którym w rurkę aluminiową o średnicy 8,0 x 0,9 mm wlutowano rurkę miedzianą o średnicy 6,0 x 1,0 mm. poprawne wykonanie tego typu połączenia przez lutowanie płomieniowe jest w praktyce bardzo trudne. jest to związane z ograniczoną zwilżalnością miedzi spoiwami cynkowymi, która powoduje znaczne wydłużenie czasu lutowania. dłuższy czas lutowania powoduje bowiem roztwarzanie aluminiowej rurki o grubości ścianki 0,9 mm przez spoiwa cynkowe (rys. 3b). z połączeń rurkowych pokazanych na rysunku 3a odcięto złącze lutowane, które następnie przecięto wzdłuż średnicy i przygotowano zgłady metalograficzne. na rysunku 4 pokazano przekrój poprzeczny złącza lutowanego al–cu wykonanego przy użyciu lutu l-znal4. zaznaczono miejsca niewypełnione lutem, stanowiące poważne zagrożenie dla poprawnego funkcjonowania złącza, głównie dla jego szczelności. podobna sytuacja występuje w przypadku połączeń wykonanych przy użyciu pozostałych dwóch lutów tablica iii. wyniki prób rozpływności lutów cynkowych na powierzchni badanych metali table iii. the results of tests surface area of melt zinc solders on the surface of tested metals lut topnik pole powierzchni rozpłynięcia się lutu, mm2 aluminium en aw-1050a miedź m1e stal niestopowa dc01 stal stopowa x5crni18-10 l-znal2 192 nx 244 34 150 158 l-znal4 271 39 248 229 l-znal15 379 60 338 315 rys. 1. wyniki próby rozpływności lutów cynkowych na powierzchni badanych metali fig. 1. the results of tests surface area of melt zinc solders on the surface of tested metals tablica iv. wyniki pomiarów zwilżalności lutów cynkowych na badanych podłożach table iv. the results of wettability measurements zinc solders on tested substrates lut topnik kąt zwilżania, o aluminium en aw-1050a miedź m1e stal niestopowa dc01 stal stopowa x5crni18-10 l-znal2 192 nx 5 59 13 14 l-znal4 4 52 9 10 l-znal15 2 47 6 6 rys. 2. wpływ zawartości aluminium w lutach cynkowych na zwilżalność badanych podłoży fig. 2. the impact of content aluminum in zinc solders on tested substrates wettability 5przegląd spawalnictwa 4/2013 cynkowych: l-znal2 i l-znal15. jest to prawdopodobnie spowodowane niedostateczną zwilżalnością miedzi spoiwami cynkowymi. w miejscach wypełnionych lutem stwierdzono również wiele innych niezgodności lutowniczych w lutowinie, takich jak np.: porowatość czy wtrącenia topnikowe (rys. 5). wykonano również połączenia zakładkowe al–cu, al–dc01 oraz al–x5crni18-10, których przekroje pokazano na rysunku 6. we wszystkich przypadkach na całej długości złącza szczelina lutownicza o szerokości 0,2 mm została wypełniona lutem. szerokość szczeliny ustalono przy użyciu stalowych drucików dystansowych. obserwacjom poddano przede wszystkim strefę pomiędzy lutowiną a lutowanymi materiałami. na rysunku 7 przedstawiono mikrostruktury połączeń al–dc01 wykonanych odpowiednio lutami: l-znal2 (a), l-znal4 (b) i l-znal15 (c). analizując wyniki badań mikroskopowych, zauważyć można, że wraz ze wzrostem zawartości aluminium w lutach cynkowych wzrasta wielkość ziaren w lutowinie. może mieć to bezpośredni wpływ na właściwości wytrzymałościowe uzyskanych połączeń lutowanych. podobna sytuacja ma miejsce także w przypadku połączeń al–cu oraz al–x5crni18-10. na przekrojach poprzecznych połączeń lutowanych pokazanych na rysunku 6 dokonano również pomiarów mikrotwardości hv0,025. pomiary przeprowadzono zgodnie z normą pn-en iso 6507-1:2007 metale – pomiar twardości sposobem vickersa – część 1: metoda badań. na rysunku 8 pokazano rozkład mikrotwardości w złączach lutowanych z aluminium. badania metalograficzne wykazały, że podczas wykonywania połączeń lutowanych z aluminium, na skutek oddziaływania lutu cynkowego, powierzchnia aluminium ulega roztwarzaniu. na granicy połączenia rys. 3. połączenia rurkowe al–cu wykonane lutami cynkowymi (a) i roztworzony fragment rurki (b) fig. 3. pipe joints al–cu made by zinc solders (a) and digest part of pipe (b) rys. 4. makrostruktura połączenia lutowanego al–cu wykonanego przy użyciu lutu l-znal4 fig. 4. macrostructure soldering joint al–cu made using l-znal4 solder rys. 5. niezgodności lutownicze w połączeniu rurkowym al–cu wykonanym przy użyciu lutu l-znal4 fig. 5. soldering unconformity in tube joint type al-cu made using l-znal4 solder rys. 6. złącza zakładkowe: a) al–cu, b) al–dc01, c) al–x5crni18-10, wykonane lutem l-znal4 fig. 6. muff joints: a) al–cu, b) al–dc01, c) al–x5crni18-10, made using l-znal4 solder 6 przegląd spawalnictwa 4/2013 rys. 7. mikrostruktura połączeń al–dc01 wykonanych lutami: l-znal2 (a), l-znal4 (b) i l-znal15 (c), w stanie nietrawionym fig. 7. the microstructure of the joints type al–dc01 made by solders: l-znal2 (a), l-znal4 (b) and l-znal15 (c), able to not digest rys. 8. rozkład mikrotwardości hv0,025 w złączach al–cu (a), al–dc01 (b) i al–x5crni18-10 (c), wykonanych lutem l-znal4 fig. 8. the distribution of microhardness hv 0,025 in joints al–cu (a), al–dc01 (b) and al–x5crni18-10 (c), made by l-znal4 solder lutowiny na osnowie zn z miedzią m1e oraz stalą niestopową dc01 powstaje w lutowinie stosunkowo twarda strefa reakcyjna o szerokości odpowiednio 7÷14 μm i 12÷21 μm, mogąca powodować kruchość połączeń lutowanych. twardość strefy reakcyjnej na granicy połączenia lutów zn z miedzią m1e mieści się w zakresie 471÷536 hv 0,025, a na granicy ze stalą niestopową w zakresie 317÷522 hv0,025. strefę reakcyjną mogą stanowić fazy międzymetaliczne z układu: al–cu i al–fe [11]. identyfikacja faz wymaga jednak przeprowadzenia analizy xrd metodą dyfrakcji rentgenowskiej. na granicy połączenia lutów ze stalą kwasoodporną x5crni18-10 nie stwierdzono występowania strefy reakcyjnej. statyczna próba ścinania połączeń różnoimiennych do statycznej próby ścinania złączy lutowanych przygotowano próbki przedstawione na rysunku 9. złącza wykonano przez nagrzewanie płomieniem propanowo-powietrznym, przy użyciu lutów l-znal2, l-znal4 i l-znal15. szerokość zakładki wynosiła 5,0 mm, złącza ścinano w uchwycie z wkładkami dystansowymi, przy użyciu maszyny wytrzymałościowej firmy instron, model 3369. prędkość przesuwu belki poprzecznej maszyny wynosiła 0,2 cm/min, a zakres obciążeń do 50 kn. wykonano trzy rodzaje różnoimiennych połączeń lutowanych: al–cu, al–dc01 oraz al–x5crni18-10 – po pięć próbek dla każdego rodzaju lutu. połączenia al–cu charakteryzowały się stosunkowo małą wytrzymałością na ścinanie. w żadnym z przypadków niezależnie od zastosowanego rodzaju lutu wytrzymałość połączeń al–cu nie przekraczała 30 mpa. charakter złomu po przeprowadzonych próbach wskazywał na zniszczenie adhezyjne złącza od strony miedzi (oderwanie się lutu od miedzi) (rys. 10). jest to spowodowane występowaniem faz międzymetalicznych na granicy połączenia miedzi z lutowiną oraz niezadowalającą zwilżalnością miedzi lutami cynkowymi. żeby określić wytrzymałość połączeń al–dc01, należało zmniejszyć o połowę szerokość zakładki, ponieważ przy szerokości zakładki wynoszącej 5,0 mm zerwanie połączenia następowało w strefie wpływu ciepła w aluminium (rys. 11). w wyniku termicznego oddziaływania płomienia propanowo-powietrznego podczas lutowania nastąpił 25% spadek wytrzymałości na rozciąganie aluminium en–aw 1050a z ok. 100 mpa do 75 mpa. zmniejszenie o połowę szerokości zakładki pozwoliło na określenie wytrzymałości połączeń lutowanych al–dc01, których wytrzymałość w zależności od rodzaju zastosowanego lutu mieści się w zakresie 42÷50 mpa. jest ona niespełna dwukrotnie większa niż w przypadku połączeń lutowanych al–cu, pomimo 7przegląd spawalnictwa 4/2013 rys. 9. kształt i wymiary złącza zakładkowego do statycznej próby ścinania fig. 9. the shape and dimensions of the muff joint to the static cutting test iż na granicy połączenia lutowiny z obydwoma metalami tworzy się strefa reakcyjna o zbliżonej twardości. niemal dwukrotnie większa wytrzymałość połączeń al–dc01 w porównaniu z wytrzymałością połączeń al–cu może zatem wynikać ze znacznie lepszych właściwości lutowniczych, takich jak zwilżalność i rozpływność lutów cynkowych na powierzchni stali niestopowej dc01 w porównaniu do zwilżalności i rozpływności lutów zn na powierzchni miedzi m1e. w przypadku połączeń al–dc01 charakter złomu rys. 10. przykładowy złom po statycznej próbie ścinania złączy zakładkowych typu al–l-znal4–cu fig. 10. an example of scrap after static attempt cutting muff joints type al–l-znal4–cu rys. 11. zniszczenie złącza zakładkowego al–dc01 w przypadku zbyt dużej szerokości zakładki wynoszącej 5,0 mm fig. 11. the destruction of muff joint al–dc01 in the case of to much width of the solder slit amount to 5,0 mm rys. 12. przykładowy złom po statycznej próbie ścinania złączy zakładkowych typu al–l-znal4–dc01 fig. 12. an example of scrap after static attempt cutting muff joints type al–l-znal4–dc01 rys. 13. przykładowy złom po statycznej próbie ścinania złączy zakładkowych typu al–l-znal4–x5crni18-10 (a) i al–l-znal15 –x5crni18-10 (b) fig. 13. an example of scrap after static attempt cutting muff joints type al–l-znal4–x5crni18-10 (a) and al–l-znal15 –x5crni18-10 (b) tablica v. wyniki statycznej próby ścinania złączy zakładkowych, wykonanych przy szerokości szczeliny 0,2 mm table v. the results of the static cutting of the opposite muff joints, made with width of solder slit 0,2 mm lut wytrzymałość na ścinanie rt, mpa al–m1e al–dc01 al–x5crni18-10 l-znal2 22,0 41,3 52,4 l-znal4 24,6 44,8 57,8 l-znal15 27,4 48,7 64,6 wnioski na podstawie analizy wyników przeprowadzonych badań można sformułować następujące wnioski: – zwilżalność lutami cynkowymi aluminium, stali stopowej i kwasoodpornej jest bardzo dobra, o czym świadczą małe wartości kątów zwilżania nieprzekraczające 15o; – miedź m1e ma ograniczoną zwilżalność lutami cynkowymi, co powoduje problemy z wypełnieniem szczeliny lutowniczej podczas wykonywania rurkowych połączeń typu al–cu; – wraz ze wzrostem zawartości al w lutach zn wzrasta wielkość ziaren w lutowinie; otrzymanego po próbach wytrzymałości na ścinanie był również adhezyjny, dekohezja występowała po stronie stali (rys. 12). w przypadku połączeń al–x5crni18-10 pomimo zmniejszenia szerokości zakładki o połowę do 2,5 mm nie można było ustalić wytrzymałości złącza lutowanego, ze względu na brak strefy reakcyjnej na granicy połączenia stali kwasoodpornej z lutowiną zerwanie złącza następowało w aluminium w strefie wpływu ciepła. w celu ustalenia wytrzymałości połączenia zmniejszono szerokość zakładki z 2,5 mm do 2,0 mm. w przypadku połączeń wykonanych lutami l-znal2 i l-znal4 wytrzymałość połączeń lutowanych z al mieściła się w zakresie 52÷58 mpa, a zniszczenie złącza miało charakter adhezyjny (rys .13a). natomiast wytrzymałość połączeń wykonanych przy użyciu lutu l-znal15 wynosiła niespełna 65 mpa, a zniszczenie połączenia występowało na skutek dekohezji lutowiny (rys. 13b). wyniki statycznej próby ścinania przedstawiono w tablicy v. są to wartości średnie z 5 pomiarów. 8 przegląd spawalnictwa 4/2013 literatura [1] mirski z., granat k., drzeniek h., piwowarczyk t., wojdat t.: lutowanie miękkie aluminium z miedzią, przegląd spawalnictwa, nr 11/2009, s. 15-19. [2] mirski z., granat k., drzeniek h., piwowarczyk t., wojdat t.: badanie zwilżalności lutów cynkowych na powierzchni aluminium i innych metali, przegląd spawalnictwa, nr 9/2010, s. 48-53. [3] pocica a., nowak a.: technologia lutowania aluminium z miedzią, spajanie, nr 1/2005, s. 9-12. [4] pilarczyk j.: poradnik inżyniera, spawalnictwo, tom 2, wnt, warszawa 2005. [5] pn en iso 3677:2007 spoiwa do lutowania miękkiego, twardego i lutospawania – oznaczenie. [6] pn en 573-3:2010 aluminium i stopy aluminium – skład chemiczny i rodzaje wyrobów przerobionych plastycznie – część 3: skład chemiczny i rodzaje wyrobów. [7] www.metale-kolorowe.eu [8] pn-77/h-82120 miedź – gatunki. [9] pn en10130:2009 wyroby płaskie walcowane na zimno ze stali niskowęglowych do obróbki plastycznej na zimno – warunki techniczne dostawy. [10] pn en 10088:2007 stale odporne na korozję – część 1: gatunki stali odpornej na korozję. [11] sękowski k., piaskowski j., wojtowicz z.: atlas struktur znormalizowanych stopów odlewniczych, wnt, warszawa 1972. [12] www.castolin.com – na granicy połączenia lutów cynkowych z miedzią m1e i stalą dc01 tworzą się twarde strefy reakcyjne mogące powodować kruchość połączeń lutowanych; – wytrzymałość na ścinanie połączeń al–cu jest niespełna dwukrotnie mniejsza od wytrzymałości połączeń al–dc01, pomimo iż na granicy połączenia pomiędzy tymi metalami a lutowiną tworzą się strefy reakcyjne o zbliżonej twardości; – wytrzymałość na ścinanie połączeń al–x5crni18-10 wykonanych przy użyciu lutu l-znal15 jest największa spośród badanych połączeń, a dekohezja występuje w lutowinie. ps 4 2016 www hr.pdf 8 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 4/2016 polacy w historii spawania poles in the history of welding streszczenie w artykule zaprezentowano sylwetki inżynierów i badaczy, którzy mieli największy wpływ na rozwój spawalnictwa w polsce w okresie międzywojennym. przedstawiono ich biografie, w tym największe osiągnięcia zawodowe. słowa kluczowe: spawanie; historia; polacy abstract the article presents the profiles of engineers and researchers, who have had the greatest impact on the development of welding in poland in the interwar period. they present their biographies, including the largest professional achievements. keywords: welding; history; poles wstęp w polsce, podobnie jak w całej europie, spawalnictwo zaczęło się rozwijać na przełomie xix i xx wieku. odkrycia w dziedzinie chemii i fizyki pozwoliły na stosowanie nieznanych wcześniej źródeł ciepła i opracowanie nowych technik i technologii łączenia metali. znaczący wkład w rozwój nowych metod wnieśli polscy uczeni i inżynierowie. sylwetki tych, którzy mieli największy wpływ na propagowanie i wdrażanie technik spawalniczych w polsce zostały przedstawione artykule. dwie najistotniejsze metody spawania, tj. spawanie elektryczne łukowe i spawanie acetylenowo-tlenowe powstały mniej więcej w tym samym czasie, tzn. pod koniec dziewiętnastego wieku. już w 1899 r. w polsce rozpoczęto próby spawania łukowego, wykorzystując metodę opatentowaną przez stanisława olszewskiego. stanisław olszewski był pionierem spawania łukowego, jednak przez lata nie doceniano jego wkładu w rozwój tej metody łączenia. wspólnie z rosjaninem nikołajem benardosem opatentował metodę spawania elektrodą węglową, która dała początek obecnie stosowanym metodom. stanisław olszewski urodził się w warszawie 6.i.1852 r. studia rozpoczął w szkole głównej warszawskiej na wydziale matematyczno-fizycznym. po zamknięciu uczelni przez zaborcę, w 1869 r., przerwał naukę i dwa lata później zapisał się na wydział górniczy na uniwersytecie w liége, gdzie w 1874 r. otrzymał dyplom inżyniera mechanika [1]. po powrocie do kraju rozpoczął pracę w zakładach lilpop, rau i loewenstein, a po ślubie w 1876 r. wyjechał jako przedstawiciel generalny firmy do st. petersburga. po kilku latach s. olszewski został sekretarzem generalnym trzech największych syndykatów metalowych w rosji: wagonowego, szynowego i kolejowego [2]. w petersburgu s. olszewski anna pocica otworzył również własne biuro techniczne i prawdopodobnie dzięki działalności biura s. olszewski nawiązał współpracę z n. benardosem. w 1885 r. wspólnie z n. benardosem, uzyskał patent francuski na sposób łukowego spawania metali (rys. 1) [3], a w kolejnych latach patenty w belgii, anglii, niemczech, szwecji, rosji, hiszpanii, austro-węgrzech, usa i danii [4]. dr inż. anna pocica – politechnika opolska autor korespondencyjny/corresponding author: a.pocica@po.opole.pl rys.  1.  pierwszy patent benardosa –olszewskiego na spawanie łukowe [3] (patent nr 171596 z 10 października 1885 r.) fig. 1. the first patent of benardos -olszewski for arc welding w opisie patentowym są przedstawione trzy wersje sposobu zamontowania i przemieszczania elektrody węglowej w trakcie procesu spawania. w pierwszej wersji, elektroda była zamontowana w prostym drewnianym uchwycie ręcznym. można ją było przesuwać poosiowo w zacisku lub przechylać względem uchwytu, dzięki zastosowaniu przegubu przeglad welding technology review 9przegląd  spawalnictwa       vol. 88 4/2016 walcowego. w drugim przypadku, zastosowano również drewniany uchwyt, stanowiący jednocześnie suport. dźwignia (g`) umożliwiała regulację odległości elektrody od miejsca spawania. naciśnięcie dźwigni w kierunku uchwytu powodowało zbliżenie elektrody do spawanej powierzchni, a pod działaniem sprężyny, umieszczonej między dźwignią a uchwytem, następowało odsunięcie elektrody. przewód prądowy był przyłączony zaciskiem (b) do pręta, stykającego się z nastawną końcówką przyrządu, składającą się z zacisku przesuwnego, przegubu walcowego i zacisku elektrody. stolik r r`, wykonany z płyt metalowych, był podłączony przewodem do ujemnego bieguna źródła prądu, a elektroda do bieguna dodatniego. w trzeciej wersji, suport był przesuwany na rolkach po uzębionych szynach podstawy, co powodowało skokowy przesuw elektrody [3]. rys.  2.  patent benardosa-olszewskiego – wersje zamontowania elektrody [3] fig. 2. benardos – olszewski patent versions of mounted electrodes [3] zapewne dzięki olszewskiemu firma lilpop, rau i loewenstein, jako pierwsza w polsce wprowadziła spawanie łukiem elektrycznym [5]. stanisław olszewski zmarł 15.vii.1898 r. w giessen, a pięć dni później został pochowany w rodzinnym grobowcu na cmentarzu powązkowskim w warszawie [4]. opracowane na przełomie wieków metody spawania pozwoliły na znaczny rozwój rzemiosła i przemysłu. unowocześnienie przemysłu było szczególnie istotne na ziemiach polskich, zacofanych przez działania zaborców i zniszczonych w wyniku działań wojennych. polska dzięki wprowadzeniu spawania w wielu dziedzinach osiągnęła światowy poziom. przyczynił się do tego, bez wątpienia, prof. stefan bryła, najwybitniejszy spawalnik okresu międzywojennego. stefan bryła urodził się 17.viii. 1886 r. w krakowie. w 1908 r. ukończył studia na wydziale inżynierii lądowej politechniki lwowskiej, rok później się doktoryzował, w 1910 r. habilitował ze statyki budowli i rozpoczął wykłady z encyklopedii nauk inżynierskich. w 1910 r. wyjechał na dwuletnie studia najpierw do berlina, a następnie do paryża i londynu [6]. z londynu, w 1912 r., pojechał do stanów zjednoczonych, gdzie brał udział w budowie najwyższego w tamtym czasie budynku, 250 metrowego woolworth building w nowym jorku. w 1918 r. s. bryła wrócił do kraju i w 1919 r. rozpoczął pracę w ministerstwie robót publicznych po wojnie 1920 r. został profesorem zwyczajnym budowy mostów w politechnice lwowskiej, a w 1934 r. został powołany na stanowisko profesora na wydziale architektury politechniki warszawskiej. katedrą architektury kierował aż do tragicznej śmierci w 1943 r. [7]. zainteresowania naukowe prof. s. bryły dotyczyły stalowych konstrukcji budowlanych i mostowych, a wprowadzenie do nich spawania było jego największą zasługą dla nauki polskiej. jego działalność obejmowała prace teoretyczne, badania połączeń i elementów spawanych, tworzenie rozwiązań konstrukcyjnych, charakterystycznych dla tej metody, opracowywanie konstrukcji spawanych, opisy zrealizowanych obiektów i stałą popularyzację spawania [8]. wiele konstrukcji inżynierskich w okresie międzywojennym zostało opracowanych przez prof. bryłę. najważniejszym jego projektem był pierwszy na świecie most spawany na słudwi pod łowiczem (rys. 3) [9]. montaż mostu ukończono w grudniu 1928 r., a w sierpniu 1929 roku oddano most do użytku. rys. 3. pierwszy most spawany na słudwi pod łowiczem. [9] fig. 3. the first welded bridge on słudwia near łowicz w związku z budową tego mostu prof. s, bryła opracował pierwsze w świecie przepisy spawania konstrukcji stalowych. przepisy te stosowano od 1931 r. w niemczech, a od 1932 r. w szwajcarii [10]. dwie pierwsze w europie spawane konstrukcje budowlane również zaprojektował prof. s. bryła. był to gmach pko w warszawie (rys.4a) [11] i budynek towarzystwa „prudential” (rys. 4b) [12].   a)   b) rys.  4.  gmach pko w warszawie (a) [11], gmach „prudential house” najwyższy budynek w przedwojennej polsce (b) [12] fig. 4. pko building in warsaw (a) [11]. prudential house the tallest building in pre-war poland (b) [12] w czasie okupacji s. bryła nie zaprzestał intensywnej działalności. prowadził tajne nauczanie na wydziale architektury, organizował działalność polskiego związku inżynierów budowlanych, kierował biurem wojskowym przemysłu, a także pracował nad utworzeniem tajnej organizacji inżynierskiej. w 1942 r. został aresztowany, zwolniony po kilku tygodniach, został ponownie aresztowany w listopadzie 1943r. po dwóch tygodniach 3.xii. 1943 r. został rozstrzelany w egzekucji ulicznej w warszawie [6]. 10 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 4/2016 rozwój spawalnictwa w polsce nie byłby możliwy w oparciu o zagraniczne materiały i urządzenia. produkcję elektrod wprowadził i rozwijał prof. józef pilarczyk, a głównym producentem maszyn i urządzeń byłą firma „perun” kierowana przez inż. alfreda sznerra. józef pilarczyk urodził się 21.iii.1909 r. w hermanowicach na śląsku. w 1933 r. pracując w hucie pokój w nowym bytomiu (obecnie ruda śl.) uzyskał dyplom inżyniera metalurga w agh w krakowie. prawdopodobnie podczas stażu w hucie zetknął się po raz pierwszy z produkcją elektrod otulonych [13]. w 1934 r. j. pilarczyk został przeniesiony do organizowanego w hucie „baildon” w katowicach zakładu produkcji elektrod. początkowo w hucie „baildon” produkowano 5 gatunków elektrod otulonych. po podpisaniu umowy licencyjnej z firmą agil chemie-werke wytwarzano 12, a w 1938 r. 15 gatunków elektrod otulonych, w tym 9 według własnych opracowań [14]. od 1935 r. rozpoczęła się działalność dydaktyczna j. pilarczyka. w kwietniu i maju prowadził zajęcia na pierwszych w łodzi kursach spawania elektrycznego, zorganizowanych przez towarzystwo kursów technicznych i firmę „elektrobudowa”, a od 1937 r. wykładał na kursach, które odbywały się w spawalni huty „baildon” [13]. po wybuchu wojny j. pilarczyk pracował w stalowej woli, następnie w bytomiu, a od 1942 r. w krakowie. po wyzwoleniu krakowa, został skierowany przez władze polskie do katowic, gdzie początkowo pracował w hucie „baildon”, a następnie przyjął stanowisko zastępcy dyrektora powstającego instytutu spawalnictwa, po śmierci dyrektora b. szuppa, w 1958 r. został dyrektorem instytutu i funkcję tę sprawował do 1967 r. [15]. równocześnie z pracą w instytucie prowadził wykłady ze spawalnictwa w politechnice śląskiej w gliwicach. w trakcie długoletniej pracy wykształcił 650 inżynierów spawalników i promował kilkunastu doktorów. bardzo bogata bibliografia profesora obejmuje kilka podręczników, ponad 20 artykułów, 2 skrypty i szereg referatów na krajowych i zagranicznych konferencjach naukowych, a także kilka rozdziałów w każdym z dwóch wydań „poradnika spawalniczego” [13]. prof. józef pilarczyk zmarł 5.xi.1978 r. w katowicach i został pochowany na cmentarzu ewangelickim w ustroniu [13]. alfred sznerr urodził się 21.xii.1883 r. w turku koło kalisza. w 1902 r. ukończył szkołę realną i rok później rozpoczął studia na uniwersytecie w gandawie. w 1905 r. przeniósł się do szwajcarii i studiował chemię na wydziale przyrodniczym uniwersytetu we fryburgu. po 5 latach nauki, w 1910 r. zakończył studia doktoratem, w którym określił własności skroplonych gazów [16]. po studiach, jako pełnomocnik francuskiej firmy l`air liquide, założył w warszawie biuro sprzedaży importowanych gazów oraz urządzeń do spawania i cięcia. w związku ze znacznym zapotrzebowaniem na gazy, w grudniu 1910 r. została uruchomiona produkcja tlenu w firmie „perun” warszawie [17]. w 1913 r. z inicjatywy a. sznerra nastąpiło połączenie biura przedstawicielskiego l`air liquide oraz spólki akcyjnej „perun” i pod nazwą francuskie towarzystwo akcyjne „perun” rozpoczęto wytwarzanie sprzętu i materiałów spawalniczych. w czasie i wojny światowej przerwano produkcję i wznowiono ją zaraz po zakończeniu działań wojennych. w 1919 r. a. sznerr został dyrektorem „peruna” i pełnił tę funkcję do 1944 r. [16]. w fabryce i jej oddziałach produkowano: gazy techniczne – tlen i acetylen , bezpieczniki wodne, wytwornice acetylenu, reduktory, palniki, urządzenia do cięcia, transformatory do spawania łukiem elektrycznym, a także spoiwa do spawania gazowego i elektrycznego [18]. pod kierownictwem a. sznerra firma intensywnie się rozwijała i w latach 1918-1939 powstały jej filie w bydgoszczy, lwowie, trzebini, dąbrówce małej i skarżysku [16]. z inicjatywy a. sznerra, w 1928 r., powstał związek polskiego przemysłu acetylenowego i tlenowego, przemianowany na stowarzyszenie dla rozwoju spawania i ciecia metali w polsce [19]. a. sznerr był niestrudzonym propagatorem spawalnictwa. prowadził wykłady w państwowej wyższej szkole budowy maszyn i elektryczności im. h. wawelberga i s. rotwanda w warszawie, wykładał też na licznych kursach organizowanych przez stowarzyszenie. w czasie okupacji, wraz z innymi specjalistami, opracowywał plany odbudowy przemysłu po wojnie. po powstaniu warszawskim znalazł się najpierw w podkowie leśnej, a następnie w krakowie, gdzie zmarł 30.vii.1945 r. [16]. propagowaniem spawalnictwa, podobnie jak inż. a. sznerr, zajmował się prof. zygmunt dobrowolski. zygmunt dobrowolski urodził się 13.v.1891 r. w warszawie. w 1923 r. ukończył studia w lwowskiej szkole politechnicznej na kierunku budowy parowozów. w trakcie studiów pracował w warsztatach kolejowych pkp i tam po raz pierwszy zetknął się z techniką spawalniczą. po studiach z. dobrowolski wrócił do warszawy i został zatrudniony w nowo powstałej wytwórni parowozów, na stanowisku inżyniera ruchu. szerokie zainteresowania z. dobrowolskiego i dobra znajomość spawalnictwa zostały docenione i gdy w 1928 r., z inicjatywy stowarzyszenia dla rozwoju spawania i cięcia metali, powstał miesięcznik „spawanie i cięcie matali”, zaproponowano mu stanowisko dyrektora i redaktora czasopisma. po roku został zatrudniony w towarzystwie akcyjnym perun na stanowisku głównego inżyniera i kierownika wydziału spawania. funkcję tę pełnił do wybuchu wojny, będąc jednocześnie redaktorem miesięcznika [20]. równocześnie z wydawaniem czasopisma z. dobrowolski opracowywał co roku „kalendarze peruna”, dostarczane bezpłatnie klientom (30 000 w 1938 r.) . kalendarze, oprócz wiadomości o wyrobach firmy, zawierały informacje naukowo-techniczne o różnych metodach spawania, zgrzewania i cięcia [20]. z jego inicjatywy w 1938 r. powstało kolejne czasopismo spawalnicze – dwumiesięcznik „spawacz”, przeznaczony dla praktyków [21]. po klęsce wrześniowej wyjechał do paryża i został kierownikiem ośrodka dokumentacji francuskiego instytutu spawania, mającego najstarszą na świecie bibliotekę spawalniczą. po zakończeniu wojny, w 1945 r., z. dobrowolski powrócił do warszawy. początkowo zajmował się organizowaniem zjednoczenia przemysłu gazów technicznych, następnie został rzeczoznawcą w państwowej komisji planowania gospodarczego, a w latach 1949-1950 organizował instytut dokumentacji naukowo-technicznej. w kwietniu 1951 r. otrzymał tytuł profesora nadzwyczajnego i został kierownikiem katedry spawalnictwa na wydziale mechanicznym technologicznym politechniki warszawskiej [20]. po reaktywacji miesięcznika spawalniczego, pod nową nazwą „przegląd spawalnictwa” został jego redaktorem naczelnym. prof. z. dobrowolski zmarł w warszawie 12.viii.1981 r. i został pochowany na cmentarzu powązkowskim [20]. wspominając spawalników, którzy najbardziej przyczynili się do rozwoju spawalnictwa, nie można zapomnieć o inż. piotrze tułaczu. dzisiejszym spawalnikom to nazwisko niewiele powie, ale jemu współcześni uważali go za mistrza, człowieka którego należało i warto było naśladować. inżynier piotr tułacz był wybitnym spawalnikiem, konstruktorem lotniczym, autorem 11przegląd  spawalnictwa       vol. 88 4/2016 literatura [1] królikowski l.: kilka nowych szczegółów dotyczących życia i działalności stanisława olszewskiego. przegląd spawalnictwa, 1989, nr 6 s. okładka ii. [2] wróblewski a.: fragetowe łyżeczki. czytelnik, warszawa, 1955, s. 226 [3] memoire descriptf d`un procédé applé electrohephaeste par n.n. benardos et stanislas olszewski pour le travail des métauxet metalloides par application di recte du courant électrique. patent nr 171596 z 10 października 1885. [4] buczyński l.: w 100 rocznicę wynalezienia procesu łączenia metali za pomocą łuku elektrycznego. przegląd spawalnictwa, 1986, nr 1, s. 17-22. [5] sprawozdania z posiedzeń stowarzyszeń technicznych. sekcja techniczna warszawska. przegląd techniczny, 1899, nr 20, s. 341. [6] orłowski b.: poczet wielkich inżynierów. wyd. nasza księgarnia, warszawa, 1966, s.115-117. [7] nechay j.: życiorys. monografia działalności naukowej stefana bryły. wnt, warszawa, 1959, s.13-23. [8] j.b.: studium porównawcze spawania acetylenowego i elektrycznego. spawanie i cięcie metali, 1933, nr 8, s. 116-119. [9] bryła s.: most żelazny spawany elektrycznie na rzece słudwi pod łowiczem. spawanie i cięcie metali, 1929, nr 11, s. 186-194. [10] poniż v.: dziesięciolecie spawania konstrukcji stalowych w polsce. przegląd techniczny, 1937, nr 13, s. 451-455. [11] kołakowski b.: kilka słów o montażu konstrukcji spawanych gmachu pko w warszawie. przegląd spawalnictwa, 1952, z.1, s. 10-14. [12] bryła s: najwyższy stalowy budynek szkieletowy w polsce. czasopismo techniczne, 1934, nr 1, s. 6-10. [13] lassociński j.:bolesław szupp i józef pilarczyk: oni kładli podwaliny instytutu. biuletyn instytutu spawalnictwa, 1995, nr 4, s. 7-17. [14] elektrody baildon. wyd. huta pokój śląskie zakłady górniczohutnicze s.a. katowice, 1935, s.34-40. [15] jaros j.: pilarczyk józef. słownik biograficzny techników polskich. wyd. not-sigma, warszawa, 1989, t. i, s. 115-116. [16] nekanda-trepka l.: sznerrr alfred. słownik biograficzny techników polskich. wyd. not-sigma, warszawa, 2000, t. xi, s. 155-156. [17] przemysł tlenowy w polsce. spawanie i cięcie metali, 1930, nr1, s.21-22 [18] pocica a. : techniki i technologie spawalnicze na ziemiach polskich do 1939r. studia i monografie z 418. politechnika opolska, opole 2015. [19] lassociński j.: stowarzyszenie dla rozwoju spawania i cięcia metali w polsce. słownik polskich towarzystw naukowych, t. ii, cz.2, wyd. pan, warszawa, 1994, s. 174-178. [20] nekanda-trepka l.: dobrowolski zygmunt. słownik biograficzny techników polskich. wyd. not-sigma, warszawa, 1995, t. vi, s. 31-33. [21] po 10 latach. spawanie i ciecie metali, 1938, nr 1, s. 2. [22] pocica a., nowak a.: inżynier piotr teodor tułacz. przegląd spawalnictwa, 2005, nr 6, s. 8-9. [23] tułacz p.: postępy w dziedzinie spawania acetylenowego złącz szynowych. odczyt wygłoszony na iii międzynarodowym kongresie szynowym w budapeszcie we wrześniu 1935. spawanie i cięcie metali, 1935, nr 12, s. 210-216. trzech książek, wielu artykułów naukowych, referatów, odczytów. publikował, uzyskiwał patenty, rozwijał polskie spawalnictwo, by dobrze służyło rozwojowi młodego państwa. piotr teodor tułacz urodził się 11 listopada 1892 roku w nadwórnej, w województwie stanisławowskim. w 1920 r. ukończył studia w paryżu i rozpoczął pracę w parku (warsztatach) szkoły lotniczej w bydgoszczy. po dwóch latach, 20.10.1922 r. został przeniesiony na równorzędne stanowisko do 3 pułku lotniczego w poznaniu na ławicy [22]. na początku 1923 r. p. tułacz zaprojektował i zbudował szybowiec m-1, a trzy lata później został głównym projektantem samolotu sp-1, na wskroś nowoczesnego płatowca. rok 1927 był przełomowy w działalności piotra tułacza. został dyrektorem katowickiego oddziału związku polskiego przemysłu acetylenowego i tlenowego i zajął się organizacją ośrodka szkoleniowego spawaczy w katowicach. prawdopodobnie już w drugiej połowie 1928 r. inż. tułacz zainicjował pionierskie w skali światowej prace nad ustaleniem testów psychotechnicznych dla kandydatów na spawaczy. w marcu 1931 roku złożył w urzędzie patentowym dwa wnioski; pierwszy na „automatyczną wytwornicę acetylenu”, drugi na „bezpiecznik wodny do aparatów acetylenowych. oba patenty, o numerach 18523 i 18536, przyznano 31 maja 1933 roku [18]. w 1931 r. inż. p. tułacz rozpoczął wykłady w akademii górniczej w krakowie. zajęcia ze studentami prowadził do 1939 r., przy czym od 1937 r. nie pobierał za nie wynagrodzenia. równocześnie organizował kursy, głównie w katowicach, krakowie i lwowie, zarówno dla spawaczy, jak i inżynierów i techników [22]. pracę dydaktyczno – organizacyjną łączył z badaniami połączeń spawanych i opracowywaniem nowych technologii. zaczął interesować się możliwościami zastosowania spawania w kolejnictwie. w 1933 r. zgłosił do opatentowania dwa rozwiązania: na podkładkę z walcowanej stali podpierającą styk szyn z twardej stali i na sposób spawania główek szyn. patenty, o numerach 21076 i 23824 otrzymał w latach 1935 i 1936 [18]. w 1934 r. zgłosił do opatentowania „spawane złącze szynowe”, którego ideę przedstawił na xii międzynarodowym kongresie spawania w londynie. za swoją pracę otrzymał srebrny medal kongresu, co warte jest podkreślenia, bo przyznano jedynie trzy nagrody, z czego dwie przypadły francuzom [18]. patent na swoje rozwiązanie otrzymał 20.07.1937 r. [18]. w 1936 r. zgłosił „sposób spawania główek szyn”, na co uzyskał patent nr 26918 w 1938 r. [18]. w złączu tym spawano doczołowo płomieniem acetylenowym szynę na całym przekroju, a następnie na miejsce spojenia nasuwano podkładkę o specjalnym kształcie, którą spawano z dwóch stron równocześnie, u nasady szyjki [23]. w 1939 r. inż. p. tułacz został zmobilizowany i po klęsce wrześniowej, przez rumunię przedostał się do francji, gdzie wiosną 1940 r. został skierowany do pracy w warsztacie wytwórni samolotów snca-se w argenteuil, lecz prawdopodobnie się tam nie zgłosił. i w tym miejscu ślad się urywa. wieloletnie poszukiwanie informacji nie dało żadnych rezultatów. możliwe, że z anglii wyjechał do usa lub kanady, ale nie potwierdzają tego organizacje polonijne. według czerwonego krzyża był w lizbonie i stamtąd wyjechał do anglii lub usa, ale te informacje również nie zostały potwierdzone [22]. lata dwudzieste i trzydzieste xx wieku to okres największego rozwoju spawalnictwa w polsce. było to możliwe dzięki działalności wielu, czasami bezimiennych, pasjonatów tej metody, o wielu z nich zapomniano i trzeba o nich przypomnieć. 201509_pspaw.pdf 24 przegląd spawalnictwa vol. 87 9/2015 badania istotności wpływu podstawowych parametrów napawania plazmowego na geometrię napoin study significance of the impact of the basic parameters of plasma surfacing on the geometry of the weld overlays dr inż. mariusz bober, inż konrad tobota – zakład inżynierii spajania, politechnika warszawska. autor korespondencyjny/corresponding author: mbober@wip.pw.edu.pl streszczenie w oparciu o metody planowania eksperymentu przedstawiono wpływ głównych parametrów napawania plazmowego proszkowego na geometrię napoin. eksperyment wykonano na podstawie matrycy planu placketta-burmana a matematyczne opracowanie wyników badań w oparciu o metodę bilansu losowego. w efekcie wyznaczono parametry napawania plazmowego, które istotnie wpływają na geometrię powłok i udział metalu podłoża w napoinie. wykazano, iż występuje zróżnicowanie wpływu parametrów procesu napawania na mierzone wielkości. słowa kluczowe: napawanie plazmowe, napoina, planowanie eksperymentu abstract the influence of the main parameters of plasma powder transferred arc welding on the geometry of the weld overlays is presented in the paper based on the design of experiment methods. the matrix experiments was planned according to the plackett-burman plan whereas research data handling was based on random balance method. as a result, plasma welding parameters which significantly influence the geometry of the coating and its dilution was determined. it has been shown that particular surfacing parameters have different impact onto measured values. keywords: plasma surfacing, weld overlays, design of experiment wstęp napawanie plazmowe proszkowe (ang. pptaw plasma powder transferred arc welding) obok napawania laserowego i wiązką elektronów należy do wysokoenergetycznych technik stosowanych w modyfikacji bądź regeneracji warstwy wierzchniej. niższy koszt urządzeń oraz wyższa wydajność w porównaniu do powyższych dwóch metod czyni napawanie plazmowe wciąż bardzo atrakcyjną metodę nanoszenia powłok o szczególnych własnościach. zastosowanie materiału dodatkowego w postaci proszku umożliwia otrzymywanie powłok o szerokim zakresie składu chemicznego, w tym napoin o strukturze materiału kompozytowego [1÷3]. napoiny cechują się wysoką jakością, małym rozcieńczeniem materiałem podłoża oraz stosunkowo niewielką strefą wpływu ciepła. stąd wynikają liczne aplikacje napawania plazmowego [4÷8]. istotną cechą tej metody jest także duża liczba parametrów procesowych. z jednej strony umożliwia to sterowanie procesem napawania w szerokim zakresie, od napawania wąskich, o małej wysokości ściegów, do bardzo szerokich i o dużym nadlewie. z drugiej strony trudno jest dobrać odpowiednie wartości parametrów warunkujących otrzymywanie powłok o żądanej geometrii czy też cechach użytkowych. toteż w opracowaniu technologii napawania niezbędna jest praktyczna wiedza inżynierska, która dodatkowo może mariusz bober, konrad tobota być wspomagana statystycznymi metodami planowania eksperymentu (ang. doe design of experiments). zastosowanie metod planowania eksperymentu na etapie doboru parametrów procesu znacząco ogranicza liczbę prób, a co za tym idzie nakłady finansowe i oszczędność czasu. zagadnienia podstawowe planowania eksperymentu są wyczerpująco omawiane w rodzimej literaturze, np. w pozy cjach [9÷11]. dodatkowo są dostępne komercyjne programy wspomagające planowanie i statystyczne opracowanie wyników badań, np. statistica, design-expert, cadex, planeks-stat. mimo to, w krajowej literaturze spotykane są nieliczne prace z zakresu inżynierii spajania, w których stosowano metody planowania eksperymentu [12÷15]. opracowania dotyczących procesu napawania plazmowego w których stosowano narzędzia planowania eksperymentu można znaleźć jedynie w literaturze światowej. w publikacjach tych [16÷20] stosowano różne podejścia statystyczne na podstawie których tworzono model matematyczny wpływu parametrów napawania na właściwości powłok napawanych i ich kształt. do badań przyjmowano parametry i ich zakresy bez statystycznej weryfikacji istotności wpływu a jedynie na podstawie analizy literatury. w niniejszej pracy przedstawiono badania wpływu głównych parametrów napawania plazmowego na geometrię napoin i udział metalu podłoża w napoinie. na podstawie tych badań uszeregowano parametry napawania mające 25przegląd spawalnictwa vol. 87  9/2015 istotny wpływ na: wysokość nadlewu, szerokość lica, głębokość wtopienia i udział metalu podłoża w napoinie. badania te przeprowadzono w oparciu o statystyczne plany badania istotności wpływu [21]. stosowane materiały badania zostały wykonane dla układu stal niestopowa – napoiny na bazie niklu. materiał dodatkowy do napawania stanowił typowy proszek do napawania na osnowie niklu, produkcji jednej z czołowych firm światowych. skład chemi czny tego proszku przedstawiono w tabeli i. ziarnistość tego proszku zawierała się w przedziale 50-150 µm. jako materiał podłoża zastosowano stal niestopową o symbolu s235jr. do badań przygotowano próbki o wymiarach 10x50x150 mm. przed procesem napawania powierzchnia stalowych podłoży była piaskowana i odtłuszczana. przed wykonaniem właściwej serii prób przeprowadzono badania wstępne mające na celu określenie pozostałych, stałych parametrów procesu. zawartość pierwiastków, % wag. si b c fe ni 2,5 1,4 ≤0,05 ≤1 reszta tablica i. skład chemiczny proszku, wg atestu producenta table i. the chemical composition of the powder, according to manufacturer’s certificate metodyka badań w celu określenia istotności głównych parametrów napwania plazmowego na geometrię i udział metalu podłoża w napoinach przyjęto następujący program badań: – identyfikacja głównych parametrów procesu i ustalenie zakresu ich zmienności, – dobór planu eksperymentu, – opracowanie matrycy doświadczeń, – wykonanie eksperymentu napawania, – pomiar wielkości wyjściowych, – statystyczne opracowanie wyników badań. identyfikacja głównych parametrów procesu na podstawie analizy literaturowej oraz wcześniej prowadzonych badań własnych [22÷24] ustalono parametry napawania plazmowego (czynniki wejściowe) oraz ich zakresy istotnie wpływające na formowanie się i geometrię powłok (tabela ii). pozostałe parametry procesu napawania były ustalone na stałym poziomie i niezmieniane w trakcie napawania. do ważniejszych z nich należy zaliczyć: – natężenie prądu łuku wewnętrznego – 40a, – wydatek gazu osłonowego – 16 l/min, – wydatek gazu transportującego proszek – 8 l/min, – średnica dyszy zwężającej – 3 mm, – amplituda oscylacji – 8 mm. wybór planu eksperymentu na podstawie studium literaturowego, spośród planów przeznaczonych do badania istotności wpływu, wybrano plan placketta-burmana, na podstawie którego sporządzono matrycę doświadczenia. plan ten m.in. umożliwia zbadanie istotności wpływu siedmiu czynników wejściowych na dwóch poziomach zmienności, oznaczonych odpowiednio znakami: plus – poziom górny i minus – poziom dolny, przy czym znaki te mogą oznaczać zarówno konkretne wartości liczbowe, istnienie lub brak danego czynnika, dobry lub zły jego stan oraz wartość logiczną „tak” lub „nie”. z uwagi na powyższe, plan ten jest szczególnie przydatny w inżynierii spajania, gdzie oprócz konkretnych wartości liczbowych występują również inne, np.: podgrzanie materiału lub nie, biegunowość dodatnia lub ujemna, dodatkowe spoiwo lub nie. opracowanie matrycy doświadczeń plan placketta-burmana zakłada wykonanie liczby doświadczeń n = 4c, gdzie c jest liczbą całkowitą. za pomocą tego planu możliwa jest ocena istotności wpływu n = 4c-1 badanych czynników na wielkość wynikową. jeśli liczba czynników wejściowych przyjętych do badań jest mniejsza niż 4c-1, wówczas matrycę doświadczenia uzupełnia się o tzw. czynniki fikcyjne. w tym eksperymencie przyjęto c = 2, toteż liczba doświadczeń wyniosła 8. jednocześnie możliwe było zbadanie siedmiu czynników wejściowych, a więc tyle, ile przyjęto do eksperymentu (tabela ii) i nie było potrzeby wprowadzania dodatkowych czynników fikcyjnych. matrycę planu placketta-burmana dla n = 8 przedstawiono w tabeli iii. po wykonaniu doświadczenia kolumna y uzupełniana jest wynikami pomiarów czynnika wyjściowego. następnie losowo przyporządkowano kolejność występowania poszczególnych zmiennych x i przyjęto poziomy zmienności: górny (+) i dolny (-) – tabela iv. wykonanie eksperymentu napawania próby napawania plazmowego prowadzono przy użyciu urządzenia pta 301 control m firmy hettiger stellite gmbh. napoiny wykonano zgodnie z parametrami zamieszczonymi w tabeli iv. długość napoin wynosiła ok 120 mm. parametr zakres zmienności natężenie prądu łuku głównego [a] 70 110 prędkość napawania [mm/min] 50 70 wydatek proszku [g/min] 6 8 temperatura wstępnego podgrzania (250ºc) nie tak oscylacja plazmotronu 450 [mm/min] nie tak wydatek gazu plazmotwórczego [l/min] 1,5 2 odległość palnika od napawanej powierzchni [mm] 15 20 tablica ii. istotne parametry napawania plazmowego i zakresy ich zmienności table ii. essential plasma surfacing parameters and the ranges of their changes n x1 x2 x3 x4 x5 x6 x7 y 1 + + + + y1 2 + + + + y2 3 + + + + y3 4 + + + + y4 5 + + + + y5 6 + + + + y6 7 + + + + y7 8 y8 tablica iii. matryca planu placketta-burmana dla n = 8, wg. [10] table iii. matrix of plackett-burman plan for n = 8, acc. [10] 26 przegląd spawalnictwa vol. 87 9/2015 pomiar wielkości wyjściowych jako wielkości wyjściowe przyjęto wymiary charakteryzujące geometrię napoiny, zgodnie z rysunkiem 1: – wysokość nadlewu a, – szerokość lica b, – głębokość wtopienia c = x – a, – udział materiału podłoża w napoinie d wyznaczany ze wzoru d=b/a+b x100%. wykonanie pomiarów wielkości geometrycznych napoin wymagało przygotowania odpowiednich próbek do badań metalograficznych makroskopowych. w tym celu, dla zapewnienia poprawności wnioskowania, wszystkie próbki przecięto w stałej odległości (70 mm) od początku ściegu. cięcie prowadzono za pomocą piły taśmowej intensywnie chłodzonej. następnie próbki poddano szlifowaniu i trawieniu za pomocą nitalu. na rysunku 2 przedstawiono widok tak przygotowanych próbek do pomiarów geometrycznych. zauważalny jest wyraźnie różny kształt napoin. n natężenie prądu [a] oscylacja plazmotronu prędkość napawania [mm/min] odległość palnika od powierzchni napawanej [mm] wydatek gazu plazmowego [l/min] wydatek proszku [g/min] podgrzewanie wstępne 1 110 nie 50 20 1,5 8 tak 2 110 tak 50 15 2 6 tak 3 110 tak 70 15 1,5 8 nie 4 70 tak 70 20 1,5 6 tak 5 110 nie 70 20 2 6 nie 6 70 tak 50 20 2 8 nie 7 70 nie 70 15 2 8 tak 8 70 nie 70 15 1,5 6 nie tablica iv. oznaczenia i kolejność zmiennych oraz ich wartości na poziomie górnym i dolnym table iv. the marks and order of variables with their values at the top and bottom levels b a b a x rys. 1. schemat charakterystycznych wymiarów geometrycznych napoiny fig. 1. diagram of the characteristic geometric dimensions of the weld overlays 1) 5) 2) 3) 4) 6) 7) 8) rys. 2. makrostruktury napoin fig. 2. the macrostructures of the welds overlays pomiary prowadzono na stanowisku wyposażonym w wysokiej klasy mikroskop optyczny z cyfrową rejestracją obrazu. zdjęcia przekazywane były do stanowiska komputerowego, a odpowiednie wymiary wyznaczano za pomocą programu do analizy obrazów metalograficznych analysis. w tabeli v przedstawiono wyniki tych badań. statystyczne opracowanie wyników badań brak zmiennych fikcyjnych w matrycy doświadczenia uniemożliwia wykonanie opracowania statystycznego n wysokość napoiny a [mm] szerokość napoiny b [mm] głębokość wtopienia c [mm] współczynnik wymieszania d [%] 1 2,58 14,14 0,87 29,27 2 1,92 15,10 1,51 43,23 3 1,81 14,23 0,77 32,35 4 1,69 12,55 0,14 5,46 5 1,87 9,09 1,32 39,11 6 2,18 16,57 1,21 26,65 7 2,84 8,59 0,33 7,34 8 2,39 9,83 0,72 11,97 tablica v. wyniki pomiaru geometrii napoin table v. the results of geometry measurement of welds overlays 27przegląd spawalnictwa vol. 87  9/2015 wyników badań na podstawie programu placketta-burmana. w związku z powyższym opracowanie to wykonano na podstawie programu bilansu losowego. wg [10] procedura określenia istotności czynników wejściowych na czynnik wynikowy zakłada obliczenie median dla poziomu wyższego i niższego dla każdego badanego czynnika, a następnie różnicę tych median. największy wpływ na czynnik wynikowy ma ten czynnik, dla którego różnica median jest największa. następnie dokonuje się korekty wyników dla pozostałych czynników wejściowych. korekta ta polega na tym, że od wszystkich wyników pomiarów na poziomie górnym odejmuje się różnicę median czynnika istotnego. działanie to eliminuje oddziaływanie czynnika najbardziej istotnego na inne wyniki pomiarów. po korekcie ponownie obliczana jest różnica median i wyłaniany jest kolejny istotny czynnik. procedura ta powtarzana jest do chwili, w której kolejny czynnik zostanie uznany za nieistotnie wpływający na czynnik wynikowy lub do wyłonienia trzech najistotniejszych czynników. stosownie do otrzymanych wyników wysokości napoiny (tabela vi) obliczono mediany dla poziomu wyższego i niższego oraz różnicę tych median – tabela vii. na rysunku 3 przedstawiono wykres rozrzutu dla wszystkich wyników, w którym na osi odciętych odłożono czynniki wejściowe wraz z ich poziomami a na osi rzędnych wartości czynnika wynikowego wraz z medianami. różnicę median zobrazowano na wykresie przy pomocy strzałek. graficzną wizualizację różnicy median przedstawiono na rysunku 4. z rysunku 4 wynika, że najistotniejszy wpływ na wysokość napoin ma oscylacja plazmotronu. im większa amplituda oscylacji tym mniejsza wysokość napawanej warstwy, ponieważ materiał dodatkowy rozmieszczany jest na większej powierzchni. w celu określenia kolejnych parametrów istotnie wpływających na czynnik wynikowy dokonano korekty wyników wyłączając parametr najistotniejszy. od wszystkich wyników pomiarów na poziomie górnym odjęto wartość różnicy median czynnika najbardziej istotnego, a następnie ponownie obliczano mediany oraz ich różnice. n x1 x2 x3 x4 x5 x6 x7 y ykor1 ykor2 1 + + + + 2,58 2,58 2,24 2 + + + + 1,92 2,54 1,30 3 + + + + 1,81 2,43 2,09 4 + + + + 1,69 2,31 1,07 5 + + + + 1,87 1,87 1,87 6 + + + + 2,18 2,80 2,46 7 + + + + 2,84 2,84 2,50 8 2,39 2,39 2,39 tablica vi. macierz planowania i wyniki obliczeń wysokość napoiny table vi. the design matrix and results of calculations of heights of the weld overlays czynnik x1 x2 x3 x4 x5 x6 x7 poziom górny (+) 1,90 1,87 1,84 2,03 2,05 2,38 2,25 poziom dolny (-) 2,29 2,49 2,29 2,16 2,10 1,90 2,03 różnica -0,39 -0,62 -0,45 -0,13 -0,05 0,49 0,23 tablica vii. mediany i ich różnice dla wartości wysokość napoiny table vii. medians and their differences of the height of the weld overlays rys. 3. wykres rozrzytu wyników fig. 3. a scatterplot of the experiment results w ys ok oś ć na po in y [m m ] czynniki wejściowe (parametry napawania) r óż ni ce m ed ia n czynniki wejściowe rys. 4. różnice median czynników wejściowych dla wysokości napoin fig. 4. the median differences of input factors for heights of weld overlays skorygowane dane zamieszczono w tabeli vi w kolumnie ykor1. wartości median oraz ich różnic po pierwszej korekcie przedstawiono w tabeli viii. po korekcie wyników widać, iż kolejnym parametrem istotnie wpływającym na wysokość napoin jest wydatek proszku (x6). wzrost ilości podawanego proszku skutkuje zwiększeniem grubości napawanego ściegu. następnie w analogiczny sposób przeprowadzono drugą korektę. skorygowane dane uzupełniono w tabeli vi w kolumnie ykor2 natomiast wartości median i ich różnice czynnik x1 x2 x3 x4 x5 x6 x7 poziom górny (+) 2,49 2,37 2,45 2,67 2,69 2,56 poziom dolny (-) 2,62 2,56 2,49 2,41 2,35 2,41 różnica -0,13 -0,19 -0,04 0,23 0,34 0,15 tablica viii. mediany i ich różnice dla wartości wysokość napoin po pierwszej korekcie table viii. medians and their differences for the heights of the weld overlays after the first correction czynnik x1 x2 x3 x4 x5 x6 x7 poziom górny (+) 1,98 1,98 2,06 2,17 1,77 poziom dolny (-) 2,43 2,32 2,24 2,17 2,23 różnica -0,45 -0,34 -0,18 0,00 -0,46 tablica ix. mediany i różnice median dla wartości wysokość napoin po drugiej korekcie table ix. medians and their differences for the heights of the weld overlays after the second correction 28 przegląd spawalnictwa vol. 87 9/2015 po drugiej korekcie zamieszczono w tabeli ix. z otrzymanych danych wynika, iż kolejnym parametrem istotnie wpływającym na wysokość napawanego ściegu jest temperatura wstępnego podgrzewania (x7). zastosowanie wstępnego podgrzewania materiału przed napawaniem prowadzi do intensywniejszego nadtopienia podłoża, wzrostu szerokości napoiny, a to z kolei skutkuje zmniejszeniem grubości powłoki. analogicznie do powyższego przykładu przeprowadzono statystyczne opracowanie pozostałych wyników eksperyistotność parametrów szerokość napoiny b [mm] głębokość wtopienia c [mm] współczynnik wymieszania d [%] 1 oscylacja plazmotronu natężenie prądu natężenie prądu 2 prędkość napawania wydatek gazu plazmowego wydatek gazu plazmowego 3 wydatek proszku prędkość napawania prędkość napawania tablica x. istotność wpływu parametrów napawania na wymiary geometryczne napoin table x. the significance of the impact of surfacing parameters on geometrical dimensions of weld overlays mentu i wyłoniono parametry istotnie wpływające na szerokość napoin, głębokość wtopienia oraz udział metalu podłoża w napoinie (tabela x). głównym parametrem wpływającym na wzrost szerokości napoin jest zastosowanie lub nie ruchu oscylacyjnego. od wielkości amplitudy oscylacji plazmotronu zależy szerokość napawanego ściegu. drugim istotnym czynnikiem jest prędkość napawania, im jest mniejsza, tym większa jest szerokość powłoki, ponieważ zwiększa się energia liniowa napawania, skutkując intensywniejszym rozpływaniem się ciekłego metalu. kolejnym istotnym parametrem jest wydatek proszku. wzrost ilości podawanego materiału dodatkowego zwiększa szerokość napoiny. głębokość wtopienia oraz udział metalu podłoża w napoinie zależą od tych samych parametrów uszeregowanych w tej samej kolejności. najistotniejszym czynnikiem jest natężenie prądu, im jest większe tym bardziej zwiększa się energia liniowa procesu napawania, co powoduje jednocześnie wzrost nadtopienia materiału podłoża i jego udziału w napoinie. ten sam efekt powoduje wzrost wydatku gazu plazmowego. wówczas zwiększa się energia cieplna strumienia plazmy. trzecim ważnym parametrem jest prędkość napawania. im jest mniejsza, tym zwiększa się energia liniowa napawania, a więc również głębokość wtopienia w materiał podłoża i jego udział w napoinie powiększają się. podsumowanie na podstawie przeprowadzonych badań ustalono, które z parametrów procesu istotnie wpływają na wymiary geometryczne napoin. wykazano, iż badane czynniki wyjściowe (wymiary napoin) na ogół zależą od różnych grup parametrów. w praktyce jednak przeważnie steruje się parametrami mającymi wpływ na poziom energii liniowej, co nie zawsze jest podejściem odpowiednim. toteż wyniki te mogą stanowić ważne źródło informacji dla projektowania procesów technologicznych napawania plazmowego. powyższe wnioski wyciągnięto na podstawie badań przy wykorzystaniu statystycznych metod planowania eksperymentu. adaptacja tych narzędzi znacząco ułatwia analizę wyników i ogranicza liczbę prób, a tym samym zmniejsza nakłady finansowe, pracochłonność i czas badań. literatura [1] deuis r.l., yellup j.m., subramanian c.: „metal-matrix composite coatings by pta surfacing”. composite science & technology, 58, 1998, 299-309. [2] liu y. f., xia z. y., han j. m., zhang g. l., yang s. z.: „microstructure and wear behavior of (cr,fe)7c3 reinforced composite coating produced by plasma transferred arc weld-surfacing process”, surface & coatings technology, 2006, no 201, 863 – 867. [3] liyanage t., fisher g., gerlich a.p.: „microstructures and abrasive wear performance of ptaw deposited ni–wc overlays using different ni-alloy chemistries”, wear, 2012, no 274-245, 345-354. [4] jitai n., wei g., mianhuan g., shixiong l.: „plasma application in thermal processing of materials”, vacuum 65, 2002, 263 – 266. [5] weroński a., gardyński j.: „nakładanie powłok metodą plazmową na części samochodowe”, przegląd spawalnictwa nr 1 – 2, 1996, 14 – 16. [6] weroński a., pałka k.: „zwiększenie trwałości nurników homogenizatorów przez napawanie plazmowe”, przegląd spawalnictwa nr 1 – 2, 1996, 20 – 22. [7] klimpel a., górka j., czupryński a.: „napawanie proszkowe pta warstw wierzchnich suwaka zasuwy urządzeń naftowych”, przegląd spawalnictwa nr 5 – 6, 2006, 15 – 19. [8] górak j., czupryński a., kik t., melcer m.: „przemysłowe aplikacje napawania plazmowego proszkowego”, przegląd spawalnictwa nr 9, 2011, 87-94. [9] polański z.: planowanie doświadczeń w technice, pwn, warszawa 1984. [10] korzyński m.: metodyka eksperymentu, wnt, warszawa 2006. [11] kukiełka l.: podstawy badań inżynierskich, pwn, warszawa 2002. [12] zając a., kubiszyn i.: analiza procesu napawania drutem proszkowym samoosłonowym lincore 50 przy zastosowaniu metody planowania eksperymentu, biuletyn instytutu spawalnictwa no 4, 1993, 35-39. [13] fydyrch d., rogalski g.: wpływ warunków spawania podwodnego metodą lokalnej komory suchej na zawartość wodoru dyfundującego w stopiwie, przegląd spawalnictwa no 11, 2009, 29-34. [14] fydrych d., sommer s., rogaski g.: wspomaganie decyzji zakupu urządzeń do spawania metodą mig/mag z wykorzystaniem analizy skupień, przegląd spawalnictwa no 12, 2014, 26-33. [15] bęczkowski r., gucwa m.: statystyczna ocena wpływu parametrów napawania ssa na geometrię napoin, przegląd spawalnictwa no 10, 2011, 40-43. [16] balasubramanian v., varahamoorthy r., ramachandran c.s., babu s.: abrasive slurry wear behavior of stainless steel surface produced by plasma transferred arc hardfacing process, surface & coatings technology, 202, 2008, 3903–3912. [17] ramachandran c.s., balasubramanian v., varahamoorthy r.: comparative evaluation of dry sliding wear behaviour of plasma transferred arc hardfaced surfaces by the pin-on-roller method, proc. imeche vol. 224 part j: j. engineering tribology, 2010, 91-106. [18] siva k., murugan n., raghupathy v.p.: modelling, analysis and optimisation of weld bead parameters of nickel based overlay deposited by plasma transferred arc surfacing, archives of computational materials science and surface engineering, vol. 1, 2009, 174-182. [19] siva k., murugan n., logesh r.: optimization of weld bead geometry in plasma transferred arc hardfaced austenitic stainless steel plates using genetic algorithm, int j adv manuf technol, vol. 41, 2009, 24–30. [20] lakshminarayanan a. k., balasubramanian v., varahamoorthy r., babu s.: predicting the dilution of plasma transferred arc hardfacing of stellite on carbon steel using response surface methodology, metals and materials international, vol. 14, no. 6, 2008, 779-789. [21] tobota k.: wpływ podstawowych parametrów napwania plazmowego na geometrię napoin, praca dypl. inż., zakład inżynierii spajania pw, warszawa 2014. [22] klimpel a.: technologie napawania i natryskiwania cieplnego, wyd. pol. śląska, gliwice 1999. [23] bober m., senkara j.: wpływ podstawowych parametrów napawania plazmowego na udział metalu podłoża w napoinie kompozytowej; sympozjum katedr i zakładów spawalnictwa, gliwice, 10.x.2003r, materiały konferencyjne, 51 – 60. [24] bober m., senkara j.: formowanie się napoin na bazie niklu z węglikami metali przejściowych, biuletyn instytutu spawalnictwa, nr 5/2010, rocznik 54, 103 – 107. 201306_pspaw_5i5a.pdf 46 przegląd spawalnictwa 6/2013 tomasz piwowarczyk aleksandra małachowska paweł sokołowski tendencje rozwojowe zgrzewania łukiem wirującym w aspekcie zastosowań w przemyśle motoryzacyjnym development direction for magnetically impelled  arc butt welding in the automotive industry dr inż. tomasz piwowarczyk, mgr inż. aleksandra małachowska, mgr inż. paweł sokołowski – politechnika wrocławska. streszczenie w artykule przedstawiono możliwości wykorzystania zgrzewania łukiem wirującym w przemyśle motoryzacyjnym. scharakteryzowano ideę i aspekty teoretyczne procesu. opisano zgrzewanie wybranych materiałów inżynierskich. przedstawiono rozwój zgrzewania łukiem wirującym na świecie i zestawiono to z warunkami krajowymi. zaprezentowano trendy rozwojowe zgrzewania łukiem wirującym w aspekcie zastosowań w przemyśle motoryzacyjnym. opisano możliwości metody podyktowane rozwojem metod numerycznych. przedstawiono także możliwości rozwoju metod badań nieniszczących połączeń zgrzewanych łukiem wirującym. abstract this paper presents actual knowledge about magnetically impelled arc butt (miab) welding and possibility of application this method in the automotive industry. the conception and theoretical aspects of this process were characterized. this method enables joining of many combinations of materials therefore the article describes possibility of welding selected engineering materials. the development of miab welding in the world was analyzed and was compared with its expansion in poland. the trends in terms of application of magnetically impelled arc butt welding in the automotive industry were presented. in the article were described also the opportunities associated with the development of numerical methods. the development of non-destructive test methods for miab welded joints was presented. wstęp wprowadzono wiele metod doczołowego spajania materiałów, m.in. spawanie (gazowe, łukowe elektryczne, laserowe), zgrzewanie (doczołowe iskrowe, doczołowe zwarciowe, prądami wysokiej częstotliwości, fsw, tarciowe) i wiele innych. każda z wymienionych metod ma wiele zalet, ale zazwyczaj technologicznie oraz ekonomicznie ograniczona jest pod względem kosztów czy też wymiarów do określonych zastosowań. przemysł motoryzacyjny do łączenia elementów konstrukcyjnych półosi i wałów napędowych wykorzystuje głównie zgrzewanie tarciowe. dynamiczny rozwój stopnia automatyzacji, metod badań nieniszczących oraz systemów obliczeń numerycznych spowodował w ostatnim czasie znaczący wzrost zainteresowania konkurencyjną metodą zgrzewania łukiem wirującym. aspekty teoretyczne zgrzewania łukiem wirującym zgrzewanie łukiem wirującym jest technologią spajania, w której ciepło niezbędne do otrzymania trwałego połączenia dwóch elementów uzyskiwane jest w wyniku jarzenia się łuku elektrycznego, wprowadzonego magnetycznie w ruch obrotowy [1÷3]. łuk elektryczny nadtapia powierzchnie czołowe zgrzewanych elementów i po wywarciu docisku spęczającego w końcowej fazie procesu uzyskiwane są powtarzalne, pozbawione niezgodności złącza. 47przegląd spawalnictwa 6/2013 wirowanie łuku jest efektem działania siły lorentza, powstającej w rezultacie interakcji łuku z polem magnetycznym, generowanym przez cewki lub magnesy trwałe, umieszczone wokół zgrzewanych elementów (rys. 1). siła ta wyrażona jest równaniem f = k x i x b, gdzie: k – współczynnik zależny od wielkości spoiny (długości łuku), i – wektor natężenia prądu łuku, b – wektor indukcji elektromagnetycznej. kierunek jej działania jest zgodny z regułą lewej dłoni fleminga. z powyższych rozważań wynika, że prędkością wirowania łuku, dochodzącą nawet do 200 m/s (zwykle prędkość obrotowa r = 600÷800 obr/s), można sterować przez zmianę natężenia pola magnetycznego, wielkości prądu lub szerokości szczeliny [4÷6]. w początkowej fazie wirowania, w przypadku materiałów ferromagnetycznych, łuk jarzy się po wewnętrznej średnicy, by w miarę wzrostu temperatury przemieścić się w kierunku strony zewnętrznej (rys. 2). jest to spowodowane wcześniejszym osiągnięciem temperatury curie (żelazo przestaje być ferromagnetykiem) przez wewnętrzną stronę rury i tym samym poszerzeniem szczeliny magnetycznej oraz zmianą układu linii pola magnetycznego. zjawisko to pozwala na równomierne nagrzanie całej ścianki elementu. mimo to, aby osiągnąć dobre rezultaty zgrzewania, ścianka nie powinna być szersza niż szerokość plamki katodowej łuku [4÷6]. ostatecznie proces zgrzewania łukiem wirującym przebiega w następujących etapach (rys. 3) [1÷3, 6÷10]: a) zamocowanie przedmiotów w szczękach, zetknięcie powierzchni czołowych, nałożenie i wzbudzenie cewki/cewek magnetycznych, b) odsunięcie przedmiotów, zajarzenie łuku, c) ruch wirowy łuku, nagrzanie powierzchni łączonych, d) wywarcie docisku spęczania, wyłączenie prądu, ewentualna obróbka cieplna. konieczne jest spełnienie wielu czynników, aby proces przebiegał stabilnie, a otrzymane złącza charakteryzowały się odpowiednimi właściwościami użytkowymi. do najważniejszych parametrów zgrzewania należy zaliczyć [1, 11]: – natężenie prądu łuku – decyduje przede wszystkim o szybkości nagrzewania powierzchni łączonych oraz szerokości strefy, która ulegnie stopieniu. wraz z jego wzrostem zwiększeniu ulega obszar ciekłego materiału, natomiast zmniejsza się czas zgrzewania i w konsekwencji szerokość swc. dobór odpowiedniej wartości natężenia prądu łuku jest ściśle związany z kolejnym parametrem – odległością pomiędzy powierzchniami czołowymi łączonych elementów (rys. 4a) [11]. operator zgrzewarki ma możliwość ustawienia tzw. stałego przebiegu prądu (duże natężenie, krótki czas) lub stopniowanego przebiegu prądu (początkowo mniejsze natężenie, które w końcowej fazie mocno wzrasta – w pierwszym etapie nadtopienie powierzchni może powodować zalewanie szczeliny). w zależności od wymiarów łączonych elementów oraz rodzaju materiału wartości natężenia prądu mogą wynosić 0,1÷2,7 ka [1]. – szerokość szczeliny pomiędzy powierzchniami łączonych materiałów – dobór szerokości szczeliny związany np. ze zgrzewalnością materiałów lub mocą zgrzewarki powoduje konieczność zmiany większości parametrów procesu, w szczególności natężenia prądu łuku. wraz ze wzrostem odległości łączonych przedmiotów zwiększa się zapotrzebowanie na prąd, natomiast w momencie przekroczenia możliwości prądowych źródła proces staje się niestabilny. z drugiej strony, zapewnienie odpowiednich parametrów szczeliny i prądu łuku powoduje prawidłowe jarzenie się łuku, równomierne nadtapianie powierzchni, a także zminimalizowanie rys. 1. oddziaływanie pomiędzy łukiem elektrycznym i przyłożonym polem magnetycznym [6] fig. 1. interaction between electric arc and applied magnetic field rys. 2. ścieżka łuku przemieszczającego się w początkowej fazie procesu do krawędzi wewnętrznej [5] fig. 2. arc trace shows movement to internal diameter in the initial phase of process [5] rys. 3. etapy zgrzewania łukiem wirującym fig. 3. stages of magnetically impelled arc butt welding 48 przegląd spawalnictwa 6/2013 prawdopodobieństwa pojawienia się zwarć. dla większości elementów łączonych obecnie metodą zgrzewania łukiem wirującym stosuje się szerokość szczeliny w zakresie 1,5÷3,5 mm [1]; – prąd wzbudzenia cewek magnetycznych oraz natężenie pola magnetycznego – gdy zapewnimy stałą wartość natężenia prądu łuku oraz odległość pomiędzy powierzchniami czołowymi łączonych elementów, to jedyną możliwością zmiany charakterystyki procesu jest zmiana parametrów pola magnetycznego. można w ten sposób regulować prędkość wirowania łuku i decydować m.in. o czasie trwania procesu (rys. 4b) [11]. – czas zgrzewania – związany jest bezpośrednio z natężeniem prądu łuku oraz prędkością wirowania łuku. w związku z tym jest to parametr dobierany każdorazowo na podstawie prób eksperymentalnych, w zależności od zgrzewanych materiałów, kształtu i wymiarów złącza etc. czas zgrzewania elementów wynosi zazwyczaj: 1 s dla średnicy 20 mm; 6 s dla średnicy 50 mm (kilka – kilkanaście sekund dla stopniowanego przebiegu prądu) [1]; – siłę oraz prędkość spęczania zgrzeiny – powinny spowodować wyciśnięcie na zewnątrz cienkiej warstewki ciekłego metalu wraz z zanieczyszczeniami i zapewnić trwałe połączenie w stanie plastycznym materiałów (rys. 5) [11]. jeżeli siła spęczania elementów będzie zbyt niska, elementy nie ulegną połączeniu, bądź też uzyskane połączenie będzie charakteryzowało się małymi właściwościami wytrzymałościowymi. stosowane zazwyczaj siły docisku, w zależności od charakterystyki produkcji, zawierają się w granicach 0,8÷40 kn [1]. czynnikiem dodatkowo poprawiającym jakość uzyskiwanych połączeń jest osłona gazowa. rodzaj i natężenie przepływu gazu ochronnego zapobiegają występowaniu niezgodności w złączu, ale także wpływają na kształt i rozkład temperatury łuku, prędkość nagrzewania oraz wielkość siły spęczania. dla stali niskowęglowych, ze względu na krótki czas trwania procesu, nie jest wymagana gazowa ochrona złącza, natomiast dla stali niskostopowych i stopowych stosuje się rys. 4. przykładowe charakterystyki technologiczne procesu: a) diagram stabilności procesu, charakterystyka natężenia prądu łuku w funkcji szerokości szczeliny między materiałami iw (g): i i iii – obszar wygaszania łuku, braku obrotu łuku lub jarzenia się niestabilnego łuku, ii – obszar prawidłowego jarzenia i obrotu łuku; b – czas trwania procesu w zależności od natężenia pola magnetycznego t (b): iw – natężenie prądu łuku, a; b – natężenie pola magnetycznego, t; g – szczelina pomiędzy elementami, mm; s – grubość łączonych elementów, mm; t – czas zgrzewania, s [11] fig. 4. miab welding characteristics: a) stability of the process, welding current intensity as a function of tubes gap value iw(g): i, iii – areas of unstable rotation of arc, short lifetime of arc or without arc rotation, ii – area of high quality arc initiation and very stable rotation; b) welding time as a function of magnetic field t (b): iw – welding current, a; b – magnetic field, t; g – welding gap, mm; s – elements thickness, mm; t – welding time, s [11] rys. 5. proces spęczania materiału zgrzeiny: a) ujęcie schematyczne; b) przegląd zgrzein wraz z makrostrukturami złączy: 1 – elementy niepołączone, 2 – prawidłowe złącze, 3 – zainicjowane połączenie materiałów δ = 0,45, 4 – zgrzeina o niskiej jakości δ = 0,5, 5 – zgrzeina wysokiej jakości δ = 0,55; c) charakterystyka siły spęczania w zależności od odkształcenia elementów fp(δ) [11] fig. 5. the process of upsetting in the final phase of miab welding; a) scheme of the tube wall deformation process; b) examples of welds images and macrostructures: 1 – non-welded elements, 2 – qualitative miab weld, 3 – weld initiation by δ = 0,45, 4) low quality joint by δ = 0,5, 5 – high quality joint by δ = 0,55; c) upsetting force as a function of material deformation fp(δ) [11] a) b) c) 49przegląd spawalnictwa 6/2013 zazwyczaj co2 o wydatku zależnym od kształtu i wymiarów złącza, a w przypadku stali wysokostopowych konieczne jest użycie jako gazu ochronnego ar lub he. jeżeli osłona gazowa nie jest wykorzystywana, stosuje się na ogół krótki impuls wysokoprądowy, aby usunąć zanieczyszczenia przez wyprysk ciekłego metalu [5]. zgrzewanie wybranych materiałów inżynierskich zgrzewanie łukiem wirującym może być stosowane do łączenia szerokiej gamy materiałów inżynierskich, jednak najlepsze efekty uzyskuje się w przypadku zgrzewania stopów żelaza: stali stopowych, niestopowych, staliw czy żeliw, w związku z czym tego typu połączenia występują najczęściej w warunkach przemysłowych [12]. możliwe jest również zgrzewanie elementów zahartowanych czy ulepszonych cieplnie, trzeba się jednak liczyć ze spadkiem twardości w strefie wpływu ciepła. typowe złącza wykonane za pomocą łuku wirującego mają niewyraźną linię łączenia i wąską strefę wpływu ciepła o drobnoziarnistej strukturze (rys. 6). przegrzany materiał jest usuwany w postaci wypływki [13]. w przypadku elementów o grubszych ściankach występuje problem przegrzewania obszaru w pobliżu wewnętrznej krawędzi powierzchni łączenia. wówczas po wewnętrznej stronie może pojawić się struktura gruboziarnista, częściowo nawet w postaci struktury widmanstättena. zjawisko to można wyeliminować, kontrolując linię pola magnetycznego i tym samym przemieszczania się łuku z krawędzi wewnętrznej ku zewnętrznej [13]. w przypadku zgrzewania elementów z powłokami, np. chromowanych czy cynkowanych, podstawowym problemem jest zwiększona zawartość materiału powłoki w zgrzeinie powodująca spadek wytrzymałości złącza. dlatego ważne jest, aby powierzchnie przeznaczone do łączenia pozostały niepokryte. ilość wtrąceń można również zmniejszyć przez dobór odpowiedniego cyklu prądowego skutkującego zwiększonym wypryskiem i tym samym usunięciem zanieczyszczeń [5, 12]. pozytywne wyniki uzyskiwane są również przy zgrzewaniu aluminium i jego stopów, przy czym zaleca się umieszczanie elementu aluminiowego jako katody, aby uzyskać efekt czyszczenia katodowego. ze względu jednak na niższą gęstość pola magnetycznego metali nieżelaznych niż stali stosowane jest niekiedy umieszczanie rdzenia żelaznego w środku zgrzewanych elementów nieżelaznych [5, 14]. rozwój zgrzewania łukiem wirującym na świecie w literaturze anglojęzycznej zgrzewanie łukiem wirującym określane jest jako magnetically impelled arc butt welding, w skrócie miab. metoda ta opracowywana w instytucie spawalnictwa im. e.o. patona w latach 50. i 60. została później skomercjalizowana przez firmę kuka welding, która określiła ją mianem magnetarc i pod tą nazwą funkcjonuje obecnie na rynku niemieckim [4]. szczegółowa analiza wyraźnie wskazuje, że intensyfikacja prac nad tą techniką miała miejsce na przełomie lat 70. i 80. [6, 10, 15÷24, 27, 28]. od tego czasu prace naukowo-badawcze nabrały wyraźnego charakteru aplikacyjnego. na rynku europejskim (niemcy, francja), jak również amerykańskim czy japońskim, zgrzewanie łukiem wirującym uzyskało dopuszczenia odpowiednich ośrodków dozoru technicznego i stosowane jest w produkcji wielu odpowiedzialnych konstrukcji, głównie w przemyśle samochodowym. rys. 6. mikrostruktura stali 12cr1mov zgrzewanej łukiem wirującym [13] fig. 6. microstructure of miab welded sa213-11 steel [13] 50 przegląd spawalnictwa 6/2013 zagraniczne ośrodki naukowo-badawcze w ostatnich latach zintensyfikowały prace związane z tą technologią. szczególny nacisk położono na obszary badawcze ukierunkowane na: – możliwości wykorzystania technologii zgrzewania łukiem wirującym do łączenia materiałów różnoimiennych [29]; – wdrożenie omawianej technologii do łączenia elementów cienkościennych o złożonych, często niesymetrycznych kształtach [29, 30]; – rozszerzenie spektrum materiałów możliwych do połączenia tą metodą, np. wysokowytrzymałych elementów stalowych czy lekkich podzespołów na bazie aluminium i jego stopów [29]; – perspektywy zastosowania technologii zgrzewania łukiem wirującym do produkcji elementów, części maszyn i urządzeń, pracujących w warunkach dużych obciążeń eksploatacyjnych (np. zbiorniki wysokociśnieniowe) [13, 31]; – usprawnienie procesu przez odpowiednie kształtowanie pola magnetycznego z wykorzystaniem różnych systemów magnesowania [11]; – opracowanie systemów monitoringu procesu zgrzewania łukiem wirującym z wykorzystaniem metod nieniszczących w celu zapewnienia odpowiedniego poziomu jakości łączonych elementów [3]; – wsparcie procesu zgrzewania łukiem wirującym metodami numerycznymi, m.in. do określania rozkładów linii pola magnetycznego, określenia sił elektromagnetycznych, analizy przebiegu temperatur podczas procesu etc. [4]. rozwój zgrzewania łukiem wirującym w polsce zgrzewanie łukiem wirującym, znane u nas również pod nazwami zgrzewanie łukiem przyspieszonym magnetycznie czy zgrzewanie łukiem wzbudzonym magnetycznie, mimo że znane od drugiej połowy xx wieku, nie znalazło szerokiego zastosowania praktycznego. powodem takiego stanu były początkowo skomplikowane, a jednocześnie niegwarantujące wysokiej jakości połączeń urządzenia do zgrzewania, ograniczenia kształtowe do profili zamkniętych czy ograniczenia gabarytowe (grubość ścianki maks. 6÷8 mm i powierzchnia maks. 3000 mm2). dotychczas w naszym kraju nie było linii technologicznej wykorzystującej ten proces. jedyne prace o charakterze naukowym w tej dziedzinie prowadził instytut spawalnictwa, na stworzonym do tego celu stanowisku badawczym [3, 7, 8]. intensyfikacja działań prorozwojowych tej technologii w ostatnich latach, głównie w aspekcie metod kontrolnych, stopnia zaawansowania i zautomatyzowania maszyn i urządzeń oraz możliwości technologicznych, spowodowała znaczne zainteresowanie krajowych odbiorców przemysłowych. prekursorem wprowadzającym na polski rynek technologię zgrzewania łukiem wirującym jest światowy lider wśród dostawców półosi i systemów napędowych dla przemysłu motoryzacyjnego – firma gkn driveline. trendy rozwojowe zgrzewania łukiem wirującym w aspekcie zastosowań w przemyśle motoryzacyjnym przemysł motoryzacyjny, jak każda inna dynamicznie rozwijająca się branża, dąży do minimalizacji kosztów, przy jednoczesnym podniesieniu jakości produkowanych komponentów. przedsiębiorstwa produkujące elementy konstrukcyjne samochodów nieustannie dążą do sprostania coraz wyższym wymaganiom, stawianym przez koncerny produkujące auta. w aspekcie części konstrukcyjnych pojazdów oczekiwania odbiorcy dotyczą głównie trzech parametrów: jakości wykonania (związanej z zapewnieniem bezpieczeństwa użytkowników pojazdów), ceny jednostkowej produktu i zdolności realizacji dużych zamówień. jednym z podstawowych kierunków rozwoju produkcji wałów napędowych jest minimalizacja masy wyrobu. to zaś powoduje stosowanie coraz cieńszych ścianek rur wykorzystywanych w produkcji wspomnianych elementów. charakterystyka procesu zgrzewania łukiem wirującym sprawia, że jest to technologia bardzo dobrze wpisująca się w obecne trendy panujące w przemyśle motoryzacyjnym, gdzie dzięki stosowaniu materiałów o podwyższonej wytrzymałości i mniejszej grubości dąży się do zredukowania masy nieresorowanej pojazdów. głównie dlatego producenci układów przeniesienia napędu zastępują w ostatnim czasie stosowaną od lat technologię zgrzewania tarciowego nowoczesnym zgrzewaniem łukiem wirującym (rys. 7). pomijając korzyści ekonomiczne płynące z tego typu działań, należy pamiętać, że priorytetem nadal pozostaje zapewnienie odpowiedniego poziomu bezpieczeństwa konstrukcji pojazdu. w sytuacji, kiedy zmniejszona zostaje grubość łączonych elementów, coraz większe znaczenie ma konieczność zapewnienia odpowiedniej jakości wytwarzanego elementu. niebezpieczeństwo pojawienia się niezgodności technologicznych wpływa w znacznym stopniu rys. 7. porównanie zgrzewania łukiem wirującym: a) po obróbce z konwencjonalnych zgrzewaniem tarciowym, b) zgrzeina nieobrobiona fig. 7. comparison of miab process: a) machined with conventional friction welding, b) unmachined weld 51przegląd spawalnictwa 6/2013 na zmniejszenie efektywnego przekroju zgrzeiny, przez co wyraźnie spadają jej wskaźniki wytrzymałościowe. sama technologia łączenia, jak również uzyskane z jej wykorzystaniem złącza wykazują wiele zalet [1÷3, 7, 8, 15÷24, 27, 28]. zastąpienie zgrzewania tarciowego techniką zgrzewania łukiem wirującym oprócz redukcji masy pojazdu wykazuje wiele innych korzyści w przypadku łączenia elementów wałów napędowych. siły wzdłużne potrzebne do zgrzania elementów metodą tarciową powodują zbyt duże deformacje detali o tak cienkich ściankach i powodują bicie promieniowe na nieakceptowalnym poziomie. dzięki zastosowaniu metody miab problem ten zostaje zredukowany do minimum. zgrzewane rury mogą być chromowane w celu wyeliminowania negatywnych skutków erozyjnego oddziaływania specjalnych płynów. dodatkową zaletą jest oszczędność czasu (średnio o 10%) przy odpowiednio dobranych parametrach łączenia. nie bez znaczenia jest również czynnik ekonomiczny, będący efektem np. mniejszego zapotrzebowania na moc (5÷10% mocy zgrzewania zwarciowego, iskrowego lub tarciowego). zalety te skłoniły do implementacji zgrzewania łukiem wirującym liczne firmy z branży motoryzacyjnej, w tym thyssen krupp automitive system, czy ford motor company, w których po zoptymalizowaniu parametrów i przeprowadzeniu niezbędnych badań proces został z sukcesem wdrożony do produkcji masowej [27, 28]. elementy i podzespoły wytwarzane z wykorzystaniem zgrzewania łukiem wirującym to oprócz wałów i półosi: oprawy łożysk, absorbery energii, tuleje, zbiorniki ciśnieniowe, katalizatory, pokrywy zaworów, łączniki, wahacze, filtry, wlewy paliwa i wiele innych. możliwości wynikające z rozwoju metod numerycznych potwierdzeniem dynamiki rozwoju techniki zgrzewania łukiem wirującym jest zastosowanie metod mes do jej wspomagania (rys. 8) [4]. przy użyciu metod symulacyjnych możliwe jest przeprowadzenie wielu użytecznych analiz. dzięki symulacji wielkości generowanego ciepła przez wirujący łuk elektryczny oraz przepływu ciepła w łączonych elementach możliwe jest sprawdzenie, czy dane parametry prądowe będą wystarczające do stopienia wybranych materiałów i uzyskania poprawnego złącza. w podobnym celu modelowana i sprawdzana jest również siła spęczania elementów. praktyczne rezultaty dają również analizy numeryczne parametrów pola elektrycznego i magnetycznego. są one wykorzystywane przy wszelkiego rodzaju modyfikacjach elementów odpowiadających za ich wzbudzenie, zajarzenie łuku oraz wymuszenie jego ruchu po powierzchniach czołowych łączonych elementów. przy użyciu nowoczesnych systemów mes można obecnie symulować tak złożone procesy jak możliwość zajarzenia łuku, czy zweryfikować jego prędkość. możliwość szybkiego sprawdzenia tak szczegółowych zjawisk przyczyniła się do zoptymalizowania procesu zgrzewania łukiem wirującym i wzrostu zainteresowania tą metodą. rezultatem wspomnianych analiz było m.in. zastosowanie w zgrzewarkach kompleksowego systemu magnesowania, opartego na zwielokrotnieniu liczby cewek magnetycznych (w klasycznych systemach są stosowane pojedyncze cewki) [11]. rozwój metod badań nieniszczących połączeń zgrzewanych łukiem wirującym od kilku lat technologia zgrzewania łukiem wirującym jest stopniowo wdrażana do produkcji w wielu zakładach produkcyjnych w całej europie. o ile sama technologia wykazuje wiele wspomnianych już zalet w porównaniu z konwencjonalnymi metodami doczołowego łączenia rur, o tyle problematyka kryteriów szybkiego odbioru złączy zgrzewanych wymaga prac optymalizacyjnych. procedury wdrażania technologii zgrzewania łukiem zazwyczaj są oparte na doświadczeniach danego koncernu. mimo planowanego przepływu wiedzy i doświadczeń proces kontroli jakości połączeń jest niesatysfakcjonujący i wymaga usprawnienia. jednym z przewidywanych kierunków rozwoju techniki zgrzewania łukiem wirującym będą prace zmierzające do stworzenia dodatkowej komórki linii produkcyjnej, automatycznie i w bardzo krótkim czasie weryfikującej poprawność wykonanych złączy. jeśli planowany system sprostałby założeniom produkcyjnym, mógłby zostać wdrożony w wielu zakładach, a wtedy wyniki zyskałyby oddźwięk na skalę europejską. ciągłe dążenie do zmniejszania stanów magazynowych, a co za tym idzie zmniejszania partii produkcyjnych powoduje konieczność częstego (nawet kilkakrotnego w ciągu jednego dnia) przezbrajania produkcji. to zaś powoduje konieczność zatwierdzenia poprawności procesu dla każdej pierwszej produkowanej sztuki. obecnie używane metody sprawdzania poprawności procesu zgrzewania tarciowego zajmują do 40 min. przez ten czas linia produkcyjna jest rys. 8. przykład zastosowania mes do symulacji parametrów procesu zgrzewania łukiem wirującym: a) model dyskretny, b) rozkład siły elektromagnetycznej w obszarze zgrzewania [4] fig. 8. example of fem application for simulation of welding process parameters for miab welding: a) finite element model, b) electromagnetic force distribution in the welding area [4] a) b) 52 przegląd spawalnictwa 6/2013 rys. 9. przykładowe badania radiograficzne połączeń wykonanych zgrzewaniem łukiem wirującym, a – zgrzeina nieobrobiona, b – zgrzeina szlifowana i polerowana [30] fig. 9. exemplary x-ray examination of miab welded joint, a – unmachined weld, b – grinded and polished weld [30] wstrzymywana z powodu weryfikacji wyników badań laboratoryjnych. skracając ten czas o kilkadziesiąt minut przez wprowadzenie metod nieniszczących, m.in. badań ultradźwiękowych czy radiograficznych (rys. 9) [31], można uzyskać znaczne oszczędności roboczogodzin pracy zgrzewarki w skali roku i spożytkować je na produkcję. to daje kilkuprocentowy wzrost wydajności bez inwestycji w nowe urządzenie wytwórcze. na przykład tylko 30minutowa redukcja czasu przezbrajania produkcji przekłada się na oszczędność 360 godzin rocznie, co odpowiada 6% wzrostowi wydajności. jest to wynik nieosiągalny żadnymi innymi modyfikacjami procesu produkcyjnego, nawet z wykorzystaniem najbardziej zaawansowanych narzędzi jakościowych. oprócz wyżej wymienionych, wyniki badań ukierunkowanych na poszukiwanie metodologii oceny jakości złączy zgrzewanych łukiem wirującym mogą generować dla producentów półosi i wałów napędowych złożone korzyści. przede wszystkim gwarantują kwalitatywny, stabilny, powtarzalny i efektywny proces wytwarzania. mogą być jednak równie pomocne do oceny jakości wyrobów podczas zmiany parametrów zgrzewania czy adaptacji linii technologicznej do innych komponentów. każde przezbrojenie linii produkcyjnej na inny wyrób wymaga zatwierdzenia poprawności wykonania operacji przed uruchomieniem produkcji danej serii. najwięcej trudności przysparza zatwierdzanie procesów realizowanych w wysokich temperaturach, a zatem wpływających bezpośrednio na zmiany strukturalne materiału, np. wybranych metod spajania (spawanie, zgrzewanie, lutowanie) czy obróbki cieplnej (hartowanie). wymaga to każdorazowo testów niszczących i analiz laboratoryjnych. niestety takie badania są bardzo absorbujące, a co za tym idzie – wydłużają czas procesu uruchomienia produkcji po przezbrojeniu. taka sytuacja znacznie pogarsza wydajność linii produkcyjnej i źle wpływa na gospodarkę magazynową. minimalizowanie liczby przezbrojeń wprawdzie ogranicza ich negatywny wpływ na wydajność procesu, ale niestety zwiększa stany magazynowe zarówno komponentów do produkcji, jak i gotowych wyrobów. wszelkie skuteczne działania ukierunkowane na szybsze przezbrojenia przynoszą bardzo łatwo wyliczalny zysk dla przedsiębiorstwa. zatem stworzenie uniwersalnego stanowiska badawczego zapewniłoby znaczne usprawnienie procesu produkcyjnego oraz eliminację problemów występujących podczas przezbrajania linii. podsumowanie zgrzewanie łukiem wirującym jest znane stosunkowo długo, jednak z uwagi na znaczny rozwój myśli technicznej, jak i narzędzi inżynierskich w ostatnich latach, dopiero od niedawna obserwujemy znaczący wzrost zainteresowania tą metodą. dzięki wielu istotnym zaletom jest to technologia bardzo dobrze wpisująca się w wymagania stawiane wyrobom wytwarzanym w przemyśle samochodowym. warunki narzucone przez branżę motoryzacyjną, dotyczące zarówno wysokiej jakości elementów, jak i kosztów oraz czasu wytwarzania powodują, że głównym problemem staje się obecnie zapewnienie szybkiej kontroli jakości produkowanych podzespołów. zaadaptowanie wybranych metod badań nieniszczących może pozytywnie wpłynąć na stopień zapewnienia jakości wytwarzanych wyrobów, a tym samym przyczynić się do wzrostu zainteresowania zgrzewaniem łukiem wirującym światowych potentatów środowiska motoryzacyjnego. literatura [1] klimpel a.: spawanie zgrzewanie i cięcie metali – technologie, wnt, warszawa, 1999. [2] pilarczyk j. (red.): poradnik inżyniera spawalnictwo, t. 2, wnt, warszawa, 2005. [3] kubiszyn i.: zbadanie warunków zgrzewania łukiem wirującym. praca badawcza instytutu spawalnictwa, nr ba-37. gliwice 1980. [4] arungalai vendan s., manoharan s., buvanashekaran g., nagamani c.: development of a miab welding module and experimental analysis of rotational behavior of arc-simulation of electromagnetic force distribution during miab welding of steel pipes using finite element analysis, the international journal of advanced manufacturing technology, 2009, 43. [5] sato t., katayama j., ioka s., otani m.: an experimental study of rotational behaviour of the arc during magnetically impelled arc butt welding, welding international, 1991, 5 (1), 5-10. 53przegląd spawalnictwa 6/2013 [6] ganowski f. j.: the magnetarc welding process. welding & metal fabrication, 1974, vol. 42, no. 5, s. 206-213. [7] lassociński p.: podstawy teoretyczne zgrzewania łukiem wirującym. przegląd spawalnictwa, 1992, nr 1, s. 2-6. [8] lassociński p.: urządzenia do zgrzewania łukiem wirującym. przegląd spawalnictwa, 1993, nr 1, s. 12-16. [9] linnert g.e.: welding metallurgy – carbon and alloy steels. aws, miami, florida, 1994. ed. 4, vol. i. fundamentals. chapt. 6, s. 515-517. [10] gerlach m.: stand und entwicklungsrichtungen des mbl-hverfahrens. zismitt., 1981, bd. 23, no. 10, s. 1124-1129. [11] iordachescu d., iordachescu m., georgescu b., miranda r.m., ruiz-hervias j., ocana j.l.: technological windows for miab welding of tubes featuring original longitudinal magnetization system with peripheral solenoids, journal of materials processing technology 2010, 210. [12] merkblatt dvs 2934, preßschweißen mit magnetisch bewegtem lichtbogen (mbp-schweißen), 2001. [13] arungalai vendan s., manoharan s., nagamani c.: miab welding of alloy steel tubes in pressure parts: metallurgical characterization and nondestructive testing, journal of manufacturing processes, 2012, 14. [14] mori s., yasuda k.: magnetically impelled arc butt welding of aluminum pipes, welding inernational 1989, no. 11, s. 941946. [15] gratz h.j.: erfassung von parametern beim mbl-schweissen zur gutesicherung. zismitt., 1979, bd. 21, no. 10, s. 1122-1124. [16] hagon d., riley n.: miab welding – part 2. fabricating the fiesta rear axle, metal construction, 1979, vol. l l, no. 12, s. 625-629. [17] johnson k.i.: miab welding – principles of the process. metal construction, 1979, vol. ii, no. 11, s. 590-597. [18] johnson k.i.: the magnetically impelled arc butt welding of mild steel tubing. welding journal, 1979, vol. 58, no. 11, s. 17-27. [19] krohn h.: automatisches kehlnahtschweissen – mit dem mbl-verfahrenkein problem. zis mitt., 1979, bd. 21, no. 10, s. 1101-1104. [20] loebner r.: magnetarc welding theory and practice. doc. mis iii-694-81. [21] paasch m.: leistungssteigerung durch den einsatz von mbl-vorrichtungen. zismitt., 1979, bd. 21, no. 10, s. 11051109. [22] pening e.: mbl-schweissen an abnahmsopflichtigen bauteilen im kraftwerk-anlagenbau. zismitt., 1979, bd. 21, no. 10, s. 1110-1114. [23] penning f.: mbl-schweissen bei der fertigung von bohrgestange. zismitt., 1981, bd. 23, no. 10, s. 1144-1151. [24] poetschukat w.: lichtbogenlaufverhalten beim mbl-schweissen von rohr platte verbindungen. zismitt., 1981, bd. 23, no. 10, s. 1137-1143. [25] schmidt hiller, breiksh: use of the magnetarc welding process in the production of truck cub suspension systems, thyssenkrupp techforum, december 2003, s. 40-43. [26] hagon d., riley n.: an industrial application of miab welding of tubes: a rear axle cross tube assembly, second international conference on pipe welding, london, 20-22 november 1979m, vol. 17, s. 51-58. [27] schlebeck e.: automatisierungsprobleme der mbl-schweisstechnik. zismitt., 1979, bd. 23, no. id, s. 1090-1101. [28] takagi k.: application of rotating arc butt welding to town gas pipelines. doc. mis 1ii-673-81. [29] materiały informacyjne firmy diverse technologies: website. lineone.net. [30] materiały informacyjne firmyjit engineering & solutions: www.jitengg.com [31] arungalai vendan s., subba reddy mundla, buvanashekaran g.: feasibility of magnetically impelled arc butt (miab) welding of high-thickness tubes for pressure parts, materials and manufacturing processes, 2012, 27. ps 7 2018 www 00 8 przegląd spawalnictwa vol. 90 7/2018 ocena mikrostruktury złączy spawanych stopu inconel 617 the assessment of welded joints microstructure for inconel 617 alloy mgr inż. natalia konieczna – politechnika śląska. autor korespondencyjny/corresponding author: natalia.konieczna@polsl.pl streszczenie w związku z przyjęciem pakietu energetyczno-klimatycznego przez kraje członkowskie unii europejskiej należy zwiększyć efektywność energetyczną przy zminimalizowaniu emisji gazów cieplarnianych do atmosfery. wyższa sprawność bloków energetycznych przy zmniejszonej emisji zanieczyszczeń jest możliwa do osiągnięcia przez podwyższenie parametrów termodynamicznych pary, tj. ciśnienia i temperatury. wymienianym kandydatem na najbardziej obciążone elementy kotła jest stop inconel 617. w krajowej literaturze brak jest szczegółowych informacji dotyczących oceny mikrostruktury złączy spawanych z badanego stopu. uzyskane wyniki badań w przyszłości posłużą konstruktorom i projektantom w szacowaniu trwałości złączy spawanych stopu inconel 617. słowa kluczowe: mikrostruktura; inconel 617; stopy niklu; złącza spawane abstract in connection with the adoption of the energy and climate package by the member states of the european union, it is necessary to increase energy efficiency while minimizing greenhouse gas emissions to the atmosphere. higher efficiency of power units with reduced emission of pollutants is possible to achieve by increasing thermodynamic parameters of steam (pressure and temperature). the replaced candidate for the most loaded boiler elements is the inconel 617 alloy. in the national literature there is no detailed information on the evaluation of the microstructure of welded joints from the tested alloy. the obtained test results in the future will be used by constructors and designers in estimating the durability of welded joints of the inconel 617 alloy. keywords: microstructure; inconel 617 alloy, nickel alloys, welded joints wstęp obecnie największym wyzwaniem dla przemysłu energetycznego jest dążenie do osiągnięcia sprawności netto bloków energetycznych wynoszącej 50%. jest to odpowiedź na restrykcyjną politykę unii europejskiej dotyczącą zmniejszenia emisji zanieczyszczeń do atmosfery [1]. jednym ze sposobów zwiększenia sprawności kotłów energetycznych jest zastosowanie zaawansowanych materiałów. dla temperatury pary wynoszącej ok. 680 °c, konwencjonalne materiały stosowane na elementy ciśnieniowe nie spełniają wymagań przemysłu ze względu na niskie właściwości mechaniczne [2]. alternatywą mogą być nowoczesne materiały, do których należą stopy niklu. stopy niklu to materiały żarowytrzymałe i żaroodporne o niezmiennych właściwościach w podwyższonej i wysokiej temperaturze [3]. spośród stopów niklu umacnianych roztworowo, często proponowanym materiałem na ściany szczelne, wężownice i komory przegrzewacza pary w kotłach supernadkrytycznych jest inconel 617. jest to wieloskładnikowy stop należący do grupy ni-cr-mo-co i dzięki zastosowanym dodatkom stopowym, materiał charakteryzuje się wysoką wytrzymałością na pełzanie, stabilnością mikrostruktury, odpornością na korozję wysokotemperaturową oraz na utlenianie w wysokiej temperaturze [4,5]. natalia konieczna przeglad welding technology review stop został zaprojektowany w latach 60. ubiegłego wieku, jednak jego właściwości w wysokiej temperaturze zostały opisane podczas trwającego w niemczech projektu cooretec w 2002 r. obecnie trwają badania, w ramach których inconel 617 jest przewidziany na wymienniki ciepła w reaktorze jądrowym. inconel 617 jest także wymieniany jako potencjalny materiał na turbiny gazowe oraz na elementy wyposażeniowe (np. kosze) do obróbki cieplnej [6,7]. celem artykułu jest analiza i ocena złączy spawanych ze stopu inconel 617 wykonanych metodą tig. w artykule przedstawiono wyniki badań metalograficznych za pomocą mikroskopu świetlnego, skaningowego oraz transmisyjnego. badania zostały uzupełnione mikroanalizą składu chemicznego eds, a otrzymane wyniki zostały potwierdzone poprzez przeprowadzoną dyfrakcję elektronową złączy spawanych ze stopu inconel 617. materiał i metodyka badań materiałem do badań były złącza doczołowe blachy o grubości 3 i 5 mm ze stopu inconel 617 o składzie chemicznym doi:.http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v90i7 .933 9przegląd spawalnictwa vol. 90 7/2018 rys. 1. makrostruktura złącza spawanego stopu inconel 617, sm: a) lico spoiny, b) grań spoiny fig. 1. the macrostructure of inconel 617 welded joint, sm: a) weld face, b) weld ridge tablica i. skład chemiczny stopu niklu inconel 617, % wag. [8] table i. chemical composition of inconel 617 alloy, % wt. [8] tablica iii. skład chemiczny drutu spawalniczego do spawania stopu inconel 617 metodą tig table iii. the chemical composition of welding wire for welding inconel 617 alloy tablica ii. parametry spawania stopu inconel 617 metodą tig table ii. the welding parameters for inconel 617 alloy done by tig method podanym w tablicy i. złącza zostały wykonane za pomocą procesu spawania elektrodą wolframową w obecności gazu obojętnego (argonu) metodą tig. parametry spawania zostały dobrane tak, aby uzyskać pełny przetop (tabl. ii). do spawania użyto drut spawalniczy o średnicy 2,4 mm w gatunku ernicrcomo-1 (wg ansi/aws a5.14m-2010). skład chemiczny materiału dodatkowego został przedstawiony w tablicy iii. badania metalograficzne przeprowadzono na próbkach pobranych ze złącza spawanego ze stopu inconel 617. próbki zostały pobrane prostopadle do kierunku spawania tak, aby ujawnić typowe obszary złącza, tj. materiał rodzimy, strefy wpływu ciepła (swc) oraz materiał spoiny. zgłady metalograficzne były trawione elektrochemicznie w odczynniku lucasa przy napięciu 6 v przez 15 sekund. przykładowe wyniki obserwacji dla poszczególnych stref złącza pokazano na rysunkach 1÷4. badania metalograficzne przeprowadzono na stereoskopowym mikroskopie świetlnym olympus szx 9 przy powiększeniach do 50x (sm) oraz na mikroskopie świetlnym olympus gx-71 w technice obserwacji w polu jasnym (lm). wykonano także badania strukturalne przy dużych powiększeniach oraz mikroanalizę składu chemicznego za pomocą elektronowego mikroskopu skaningowego z przystawką eds (hitachi s3400n) (sem) (rys. 5). badania zostały uzupełnione obserwacjami substruktury prowadzonymi za pomocą skaningowo-transmisyjnego mikroskopu (stem) hd-2300 a firmy hitachi (rys. 6, rys. 7). wyniki i ich dyskusja analiza wyników badań wizualnych wykonanych zgodnie z wymaganiami normy pn-en iso 17637:2011 nie ujawniła niezgodności spawalniczych. stwierdzono, że lico każdej ze spoin jest równomierne, bez nieciągłości i podtopień. nie zaobserwowano również pozostałości żużla spawalniczego. makrostruktura połączenia była prawidłowa, co potwierdza prawidłowy dobór parametrów spawania (rys. 1). na podstawie badań mikrostruktury za pomocą mikroskopu świetlnego stwierdzono, że materiał rodzimy złącza spawanego charakteryzuje się poligonalnymi ziarnami osnowy γ z bliźniakami umacniającymi materiał. ujawniono także wydzielenia zarówno na granicy, jak i wewnątrz ziarn (rys. 2a). skład chemiczny stopu inconel 617 wg asme sb-168:2013 ni cr co mo al fe mn si ti cu s b c min. 44,5 20,0 ÷ 24,0 10,0 ÷ 15,0 8,0 ÷ 10,0 0,80 ÷ 1,50 max. 3,0 max. 1,0 max. 1,0 max. 0,6 max 0,5 max. 0,015 max. 0,006 0,05 ÷ 0,15 grubość płyty, mm natężenie prądu, a napięcie prądu, v prędkość spawania, mm/s energia liniowa spawania, kj/mm 3 85 25 1,2 1,06 5 140 1,75 drut spawalniczy ernicrcomo-1 wg ansi/aws a5.14m-2010 c si mn p s al co cr cu fe mo ni ti 0,084 0,03 0,05 0,004 0.001 1,16 11,60 22,50 0,02 1,00 9,10 54,00 0,34 a) b) potwierdzają to również obserwacje na mikroskopie skaningowym (rys. 2b). ujawnione wydzielenia stanowią prawdopodobnie węgliki m23c6, które są charakterystyczne dla tego stopu. w obszarze strefy wpływu ciepła zaobserwowano typową strukturę dla oddziaływania cyklu cieplnego podczas spawania. ujawniono także, że w złączu spawanym kryształy narastają na nadtopionych ziarnach tworząc linie wtopienia (rys. 3a). w tym obszarze następuje rozrost ziarn osnowy γ (rys. 3a, rys. 3b). 10 przegląd spawalnictwa vol. 90 7/2018 rys. 3. struktura swc złącza doczołowego, lm: a) linia wtopienia spoiny; b) rozrost ziarn osnowy γ z wydzieleniami faz fig. 3. the structure of heat affected zone (haz), lm: a) the line of weld penetration; b) grain growth of the matrix γ phase precipitates rys. 2. mikrostruktura materiału rodzimego stopu inconel 617: a) poligonalne ziarna osnowy γ, lm; b) globularne wydzielenia faz wewnątrz ziarna oraz płytkowe wydzielenia na granicy, pow. 5000x, sem fig. 2. the microstructure of inconel 617 native material: a) polygonal grains of matrix γ, lm; b) globular phases precipitation inside the grain and lamellar precipitation at the boundaries rys. 4. struktura spoiny stopu inconel 617: a) wydłużone kryształy spoiny, lm; b) dyslokacje wraz z wydzieleniem w substrukturze spoiny, stem fig. 4. the structure of inconel 617 weld: a) elongated weld crystals, lm; b) dislocations with precipitates in the substructure of the weld zaobserwowano, że spoina charakteryzuje się wydłużonymi krystalitami, które narastały zgodnie z kierunkiem odprowadzenia ciepła (rys. 4a). na podstawie obserwacji przy dużych powiększeniach za pomocą skaningowo-transmisyjnego mikroskopu elektronowego stwierdzono, że substruktura charakteryzuje się dyslokacjami, które umacniają materiał (rys. 4b). ujawniono wydzielenie, które najprawdopodobniej stanowi węglik typu m23c6 (rys. 4b). uzupełnieniem badań strukturalnych jest analiza składu chemicznego ujawnionych wydzieleń za pomocą mikroanalizy składu chemicznego eds na mikroskopie skaningowym (rys. 5). a) b) a) materiał rodzimy spoina b) a) b) m23c6 dyslokacje m23c6 γ bliźniaki 11przegląd spawalnictwa vol. 90 7/2018 na podstawie uzyskanych wyników stwierdzono, że obecne wydzielenia w materiale są złożone z chromu oraz molibdenu, co może sugerować obecność wydzieleń węglików wtórnych m23c6. potwierdzono także, że osnowa stopu składa się z niklu chromu, molibdenu oraz kobaltu. dodatkowo wykonano również szczegółową analizę za po mocą skaningowo-transmisyjnego mikroskopu elektronowego (stem). za pomocą tych badań ujawniono wydzielenia stopu, które zostały następnie potwierdzone za pomocą analizy elektronowej. przykładowe wyniki badań przedstawiono na rysunku 6 i rysunku 7. stwierdzono, że w materiale inconel 617 oprócz umacniających wydzieleń węglików wtórnych, obecne są również węgliko-azotki tytanu zwiększające wytrzymałość badanerys. 6. substruktura doczołowego złącza spawanego stopu inconel 617, stem: a) węgliko-azotka tytanu w materiale rodzimym; b) granica ziarn w swc fig. 6. the substructure of inconel 617 butt-welded joint, stem: a) precipitation of titanium carbide-nitride in the native material; b) the grains boundaries in haz rys. 5. wyniki mikroanalizy składu chemicznego eds z obszaru materiału rodzimego stopu inconel 617 fig. 5. the results of chemical composition eds microanalysis from native material area of inconel 617 alloy % wag. al-k ti-k cr-k mn-k fe-k co-k ni-k mo-l inconel617_pt1 1,1 0,3 23,2 1,0 11,3 54,5 8,7 inconel617_pt2 57,2 5,3 18,4 19,1 inconel617_pt3 59,5 0,1 4,4 15,6 20,4 inconel617_pt4 0,5 0,5 48,8 0,2 0,7 6,6 28,3 14,3 inconel617_pt5 0,3 60,7 0,1 0,5 4,2 14,5 19,8 inconel617_pt6 0,3 0,2 24,4 0,9 11,6 57,5 5,1 inconel617_pt7 0,3 55,8 0,0 0,3 4,9 17,1 21,5 punkt 3 punkt 1 punkt 7 go stopu (rys. 6a). w strefie wpływu ciepła zaobserwowano, że na granicy podziarn tworzą się wydzielenia m23c6 wpływając na dobrą odporność na pełzanie złącza spawanego (rys. 6b). ujawnione wydzielenia poddano identyfikacji za pomocą analizy elektronowej. przykładowy wynik dyfrakcji przedstawiono na rysunku 7. za pomocą analizy elektronowej potwierdzono obecność azotków tytanu, węglików pierwotnych mc oraz węglików wtórnych m23c6, które decydują o dobrych właściwościach wytrzymałościowych stopu w wysokiej temperaturze. potwierdzono, że wydzielenia bogate w chrom i molibden stanowią wydzielenia węglików wtórnych typu m23c6 (rys. 7). a) ti(c,n) granica podziarn m23c6 b) 12 przegląd spawalnictwa vol. 90 7/2018 literatura [1] hernas a., dobrzański j., pasternak j., fudali s.: charakterystyki nowej generacji materiałów dla energetyki, wydawnictwo politechniki śląskiej, gliwice, 2015. [2] hernas a.: materiały do budowy kotłów na parametry nadkrytyczne, nowa energia, 5-6, 2013, s. 2-7. [3] ma l.: identifying and understanding environment-induced crack propagation behavior in solid strengthened ni-based superalloys, project no. 09-803, university of nevada, 2012. [4] tuz l., pańcikiewicz k., tasak e., adamiec j.: ocena mikrostruktury wybranych stopów niklu, przegląd spawalnictwa, nr 5, 2014, s. 64-67. [5] tuz l., pańcikiewicz k., tasak e., adamiec j.: badania skłonności do pęknięć gorących stopów niklu, nr 4, 2016, s. 162-169. wnioski na podstawie przeprowadzonych badań stwierdzono, że parametry spawania stopu inconel 617 zostały dobrane poprawnie, o czym świadczy brak niezgodności spawalniczych. złącze spawane zostało sklasyfikowane do poziomu jakości b wg pn-en iso 5817. zaobserwowano, że najlepszą metodą trawienia złącza spawanego jest trawienie elektrochemiczne w odczynniku lucasa przy napięciu 6 v i czasie 15 s. materiał rodzimy stopu składa się z osnowy γ złożonej głównie z ni-cr i dodatków kobaltu oraz molibdenu, które decydują o roztworowym umocnieniu materiału. zaobserwowano liczne wydzielenia zarówno na granicy, jak i wewnątrz ziarn, które stanowią węgliki pierwotne mc i wtórne m23c6 decydujące o wysokich właściwościach żarowytrzymałych stopu. ujawniono także węgliko-azotki tytanu. wydzielenia te są zgodne z opisem stopu deklarowaną przez producenta. kolejnym mechanizmem umocnienia ujawnionym w badaniach były bliźniaki pochodzące z procesu wytwarzania stopu. strefa wpływu ciepła w badanym złączu charakteryzuje się wąskim obszarem. w swc następuje rozrost ziarn osnowy, a krystality spoiny narastają na nadtopionych ziarnach tworząc linie wtopienia. w strefie wpływu ciepła zidentyfikowano wydzielenia węglików wtórnych typu m23c6 tworzących się na graniach ziarn i decydujących o umocnieniu stopu. materiał spoiny charakteryzuje się wydłużonymi krystalitami, które narastają zgodnie z kierunkiem odprowadzenia ciepła. na podstawie badań przy większych powiększeniach wykazano obecność dyslokacji, które zwiększają wytrzymałość materiału, a obecne wydzielenia węglików m23c6 decydują o żarowytrzymałości. uzyskane wyniki mogą być podstawą do rozpoczęcia procedury kwalifikowania technologii spawania zgodnie z wymaganiami pn en iso 15614-1. [6] capros p., tasios n., marinakis a.: very high penetration energy sources to the european electricity system in the context of model-based analysis an energy roadmap towards a low carbon eu economy by 2050, 9th international conference on the european energy market, florencja, 2012, pp. 1-8. [7] patel s. j., debarbadillo j. j., baker b. a., gollihue r. d.: nickel base superalloys for next generation coal fired ausc power plants, procedia engineering, nr 55, 2013, pp. 246-252. [8] norma asme sb-168:2013 „specification for nickel-chromium-iron alloys (uns n06600, n06601, n06603, n06690, n06693, n06025, and n06045) and nickel-chromium-cobalt-molybdenum alloy (uns n06617) plate, sheet and strip”. rys. 7. dyfrakcja elektronowa wydzielenia stopu inconel 617, stem fig. 7. electron diffraction of precipitate in inconel 617 alloy, stem % mas. c cr co ni mo 6,58 62,88 2,56 5,34 22,64 201311_pspaw_4ju5.pdf 25przegląd spawalnictwa 11/2013 eugeniusz turyk przydatność farb do malowania elementów stalowych spawanych bez usuwania powłoki suitability of primers for steel components welded  without removing the primer r a inż geni z t ryk – instytut spawalnictwa, gliwice. a tract the article presents the results of weldability tests acc. to pn-en iso 17652-2:2009 and pn-en iso 15614-1: 2008/a2:2012 of the following primers: mp 61-9006/0, mp75-3009, sp01-81401, wg 26-8140/2 made by lankwitzer lackfabrik and rawomal p made by radomska fabryka farb i lakierów rafil. these primers are used for temporary protection of steel structures on different production stage before welding. primers are not removed prior to welding. stre zczenie w artykule przedstawiono wyniki badań wg pn-en iso 17652-2:2009 oraz pn-en iso 15614-1:2008/a2:2012 farb gruntowych: mp 61-9006/0, mp75-3009, sp0181401, wg 26-8140/2 prod. lankwitzer lackfabrik gmbh oraz farby rawomal p prod. radomskiej fabryki farb i lakierów rafil s.a., przeznaczonych do czasowego zabezpieczania konstrukcji stalowych podlegających następnie spawaniu bez usuwania powłoki. t p w celu zabezpieczenia przed korozją atmosferyczną elementów konstrukcji spawanych ze stali niestopowych i niskostopowych, przeznaczonych do zamontowania w wyrobie, stosowane jest m. in. nanoszenie powłok malarskich. okres upływający od wykonania podzespołu do czasu jego zespawania konstrukcją wynosi kilka tygodni lub nawet kilka miesięcy. większość farb wpływa niekorzystnie na proces spawania, powodując nieakceptowalną porowatość spoin, a w jej następstwie obniżenie właściwości mechanicznych złączy spawanych. z tego powodu zalecane jest usuwanie farby z powierzchni brzegów rowka spawalniczego i powierzchni bezpośrednio do niego przylegających. zabieg ten jest pracochłonny i zwiększa koszty produkcji, w związku z czym produkuje się specjalne farby do ochrony czasowej elementów metalowych przed korozją, z możliwością ich następnego spawania, ograniczając ich ujemny wpływ na proces spawania do poziomu akceptowalnego. do powłok „spawalnych”, niewymagających usuwania przed spawaniem niektórymi metodami i dla niektórych typów złączy, należą powłoki tzw. 3 generacji (wg mis doc. xii-1334-93): poliwinylobutyralowe (pvb) z tlenkami żelaza, epoksydowe z tlenkami żelaza, cynkowo-krzemianowe z dużą ilością cynku oraz cynkowo-krzemianowe z małą ilością cynku [1]. typowa grubość tych powłok, wynosząca od 15 do 35 µm, stanowi kompromis między 12-miesięczną trwałością a ilością gazów tworzonych przy spawaniu. pozostawienie powłoki ochrony czasowej na ściance rowka spawalniczego dopuszcza pn-en 1090-2 tylko wtedy, gdy nie mają szkodliwego wpływu na proces spawania. powłoki ochrony czasowej nie powinny pozostawać na ściankach rowków w elementach klasy exc3 i exc4, chyba że ich obecność została potwierdzona badaniami technologii spawania zgodnie z en iso 15614-1 lub en iso 15613 [2]. literatura oraz wyniki dotychczasowych badań prowadzonych w instytucie spawalnictwa wskazują, że do zasadniczych czynników wpływających na właściwości złączy spawanych z powłokami należy: rodzaj farby gruntowej, grubość warstwy gruntowej, sposób naniesienia farby, metoda spawania i spawalnicze materiały dodatkowe, rodzaj złącza spawanego i spoiny, kształt rowka spoiny, pozycja spawania oraz warunki technologiczne spawania decydujące o czasie odgazowania spoiny [3]. 26 przegląd spawalnictwa 11/2013 ocena wpływu farby gruntowej na proces spawania i właściwości złączy w celu potwierdzenia możliwości jej stosowania jako spawalnego gruntu ochrony czasowej może być prowadzona: – jako tzw. badanie spawalności wg pn-en iso 176522:2009, pkt 5, metodą oceny spawalności kombinacji materiałów dodatkowych do spawania i powłok ochronnych z zastosowaniem różnych metod spawania łukowego [4]. przedmiotem badania jest nasilenie porowatości spoiny pachwinowej o znormalizowanych wymiarach w złączu teowym dwustronnym płyt pokrytych na całej powierzchni farbą, przy „szczelinie zerowej” (odstęp w rowku mniejszy niż 0,05 mm), tj. dla najbardziej niekorzystnego przypadku powstawania porowatości. badanie ma umożliwić „wykonanie porównania między różnymi powłokami ochronnymi z zastosowaniem technologii spawania właściwej dla zadania lub między różnymi technologiami spawania z zastosowaniem określonej powłoki ochronnej”. przedstawiona w pn-en iso 17652-2:2009, pkt 5 metoda jest zbieżna z metodą oceny porowatości spoin pachwinowych wg wytycznych dvs 0501:1976 [5]. badania farb wg powyższych wytycznych stanowiły podstawę do wystawienia przez slv i towarzystwa klasyfikacyjne certyfikatów potwierdzających ich przydatność jako spawalnego gruntu ochrony czasowej w odniesieniu do spoin pachwinowych; – jako tzw. badanie klasyfikacyjne właściwości powłok ochronnych dotyczących spawania wg pn-en iso 17652-2:2009, pkt 4. jest to metoda względnej oceny wpływu powłoki ochronnej o określonej grubości na spawanie przez wykonanie znormalizowanej spoiny pachwinowej w obszarze z powłoką ochronną, a następnie ocenę nasilenia powstałej porowatości. przedmiotem badania jest nasilenie porowatości spoiny pachwinowej w złączu teowym jednostronnym płyt, z których jedna jest pokryta farbą. w związku z tym warunki badania klasyfikacyjnego można określić jako łagodne w stosunku do przedstawionego powyżej badania spawalności. – wg zakresu przewidzianego dla kwalifikowania technologii spawania zgodnie z pn-en iso 15614-1:2008/ a2:2012 [6]. poniżej przedstawiono wyniki przeprowadzonej przez instytut spawalnictwa oceny wpływu na proces spawania i właściwości złączy wybranych farb gruntowych do ochrony czasowej, dla wariantów technologii spawania wytypowanych przez producentów tych farb. adanie pawalno ci kom inac i ar y p 61-9006/0 i proce pawania a wg pnn is 17652-2 2009 farba mp 61-9006/0, prod. lankwitzer lackfabrik gmbh, jest farbą poliwinylobutyralową gruntującą spawalną [7]. jest przeznaczona do nanoszenia na elementy stalowe, zalecana grubość powłoki wynosi 15÷25 µm. farba ta jest dopuszczena do spawania złączy teowych bez usuwania powłoki wg dvs 0501. celem badań była ocena spawalności kombinacji tej farby i procesu spawania wg pn-en iso 176522:2009, pkt. 5 dla określonych warunków: spawanie metodą mag drutem litym iso 14341-a-g3si1 w osłonie gazowej iso 14175 m21-arc-18 złączy blach ze stali gat. s355j2+n z powłoką ochronną. po przygotowaniu powierzchni płyt próbnych (czyszczenie metodą strumieniowo-ścierną, stopień przygotowania sa2½ wg pn-en iso 12944-4:2001 [8]) zostały one pokryte (natrysk pneumatyczny) przez firmę lankwitzer polska sp. z o.o. powłoką ochronną o grubości 12 µm i 16 µm przy użyciu farby mp 61-9006/0. grubość naniesionej powłoki została sprawdzona i potwierdzona przez wykonawcę prac malarskich. okres suszenia płyt próbnych wynosił ponad 10 dni w temperaturze otoczenia 20°c, przy wilgotności powietrza 55%, spełniając wymaganie pn-en iso 17652-2:2009, pkt 5.2. płyty próbne sczepiano i spawano w pozycji nabocznej, a wykonane złącza poddano następnie próbie łamania. pn-en iso 17652-2:2009 nie określa granic akceptowalności, gdyż zależą one od praktycznego zastosowania. w związku z tym ocenę stopnia porowatości złącza przeprowadzono, określając stosunek pola przekroju poprzecznego f pęcherzy gazowych do całkowitego pola przełomu p i przyjmując jako podstawę oceny kryterium wg pn-en iso 5817:2009, tablica 1, nr 2.3, komentarz a2) [9]: – f/p ≤ 1% – poziom jakości b (odpowiada wymaganiom ostrym), – 1% < f/p ≤ 1,5% – poziom jakości c (odpowiada wymaganiom średnim), – 1,5% < f/p ≤ 2,5% – poziom jakości d (odpowiada wymaganiom łagodnym d). analogicznie do wymagań dotyczących poziomu akceptacji przy kwalifikowaniu technologii spawania przyjęto jako akceptowalną porowatość spoiny pachwinowej odpowiadającą poziomowi jakości b. wyniki pomiarów pola przekroju pęcherzy gazowych złączy płyt próbnych oraz ocenę przedstawiono w tablicach i i ii. w ocenie porowatości, analogicznie do badania klasyfikacyjnego właściwości powłok ochronnych dotyczących spawania, wzięto pod uwagę pęcherze gazowe o średnicy ≥ 0,5 mm (zgodnie z pn-en iso 17652-2:2009, pkt 4.4 oraz załącznikiem a, pkt „pomiar porów”). pomiary wykazały wzrost całkowitej powierzchni pęcherzy gazowych ze wzrostem grubości powłoki z 12 µm do 16 µm. w obydwu przypadkach spełniony jest warunek f/p ≤1%; tym samym stwierdzono wymagany poziom jakości b badanych spoin pachwinowych pod względem ich porowatości. także badania wizualne złączy próbnych oraz porównawcze badania elementu kontrolnego spawanego bez powłoki ochronnej wykazały poziom jakości b. 27przegląd spawalnictwa 11/2013 odcinek spoiny liczba pęcherzy gazowych większych niż 0,5 mm ustalona całkowita powierzchnia pęcherzy f, mm2 średnia powierzchnia pojedynczego pęcherza fln, mm2 powłoka 12 µm powłoka 16 µm powłoka 12 µm powłoka 16 µm powłoka 12 µm powłoka 16 µm 1 8 7 0,609 1,152 0,076 0,165 2 10 21 1,152 2,370 0,115 0,113 3 14 13 2,355 7,095 0,168 0,546 adania pawanyc metodą a w o łonie c 2 doczołowyc złączy lac ze tali s355 2 n pokrytyc ar ą p75-3009 i sp01-81401 według danych katalogowych farby gruntowe mp75 na bazie poliwinilobutyralu i sp01 na bazie żywicy epoksydowej z pigmentem przeciwkorozyjnym (fosforanem cynkowym), są stosowane do przechowywania elementów metalowych z możliwością ich następnego cięcia i spawania oraz do czasowego zabezpieczania konstrukcji metalowych i mechanizmów przed transportem [10]. charakteryzują się bardzo krótkim czasem schnięcia, a zawarte w ich składzie pigmenty przeciwkorozyjne pozwalają przy minimalnej grubości powłoki (10÷15 µm) zabezpieczać konstrukcje metalowe w ciągu 12 miesięcy. farba sp01-8140/0 ma dopuszczenie do spawania złączy teowych bez usuwania powłoki wg dvs 0501. celem badań była ocena przydatności tych farb, na podstawie wymagań pn-en iso 15614-1:2008/ a2:2012, do wykonywania złączy doczołowych płyt ze ta lica i pole powierzchni pęcherzy gazowych w spoinie pachwinowej złącza płyt z powłoką mp 61-9006/0 o grubości 12 µm i 16 µm ta le i area of gas pores in fillet weld of t-joint with 12 µm and 16 µm thick primer mp 61-9006/0 ta lica ii ocena poziomu jakości spoiny pachwinowej na podstawie porowatości złącza płyt z powłoką mp 61-9006/0 o grubości 12 µm i 16 µm ta le ii assessment of quality level based on porosity of fillet weld in t-joint with 12 µm and 16 µm thick primer mp 61-9006/0 odcinek spoiny powierzchnia przełomu p, mm2 f/p, % poziom jakości powłoka 12 µm powłoka 16 µm powłoka 12 µm powłoka 16 µm powłoka 12 µm powłoka 16 µm 1 800 820 0,08 0,140 b b 2 800 820 0,144 0,289 b b 3 800 820 0,294 0,865 b b stali s355j2+n pokrytych powłoką o grubości 20 µm dla określonych warunków: spawanie metodą mag drutem litym iso 14341-a-g3si1 w osłonie dwutlenku węgla (iso 14175 – c1). grubość naniesionej powłoki (natrysk pneumatyczny) została sprawdzona i potwierdzona przez wykonawcę prac malarskich, firmę lankwitzer polska. kształt i wymiary rowka spawalniczego oraz parametry spawania podano w tablicy iii. spawanie prowadzono w pozycji podolnej bez podgrzewania wstępnego, a temperatura międzyściegowa wynosiła 250°c. natężenie przepływu gazu osłonowego przy wykonywaniu pierwszego ściegu wynosiło 12 l/min, a kolejnych ściegów – 15 l/min. badania złączy próbnych prowadzono w zakresie wymaganym dla kwalifikowania technologii spawania zgodnie z pn-en iso 15614-1:2008/a2:2012, tabl. 1. badania wizualne, penetracyjne i radiograficzne złączy płyt próbnych pokrytych obydwoma badanymi farbami wykazały poziom jakości b. również badania na rozciąganie poprzeczne, zginanie poprzeczne, udarności, twardości i makroskopowe tych złączy zakończyły się wynikiem akceptowalnym (poziom jakości b). ta lica iii warunki spawania metodą mag (135) w osłonie co2 płyt próbnych z powłokami naniesionymi farbami mp75-3009 i sp01-81401 ta le iii mag (135) welding conditions using co2 as a shielding gas of test joints with primers mp75-3009 and sp01-81401 konstrukcja złącza kolejność spawania ścieg wymiar spoiwa, mm natężenie prądu a napięcie łuku v rodzaj prądu/ biegunowość prędkość przesuwu cm/min ilość wprowadzonego ciepła, kj/mm 1 ø1,2 110÷115 19,5÷20,0 dc/+ 15÷17 0,69 2 ø1,2 240÷250 25,5÷26,5 dc/+ 25÷28 1,27 3 ø1,2 230÷240 25,5÷26,5 dc/+ 18÷20 1,56 28 przegląd spawalnictwa 11/2013 adania pawanyc metodą ti doczołowyc złączy lac ze tali 13cr o4-5 pokrytyc ar ą 26-8140/2 zgodnie z kartą danych technicznych [11] ochronna farba wodorozcieńczalna wg 26-8140/2 prod. lankwitzer lackfabrik gmbh ma dopuszczenie do spawania bez usuwania powłoki, potwierdzone badaniami wg wytycznych dvs 0501. celem badań była ocena przydatności tej farby, na podstawie wymagań pn-en iso 15614-1:2008/ a2:2012, do wykonywania złączy doczołowych płyt ze stali 13crmo4-5 pokrytych powłoką o grubości 30 µm dla określonych warunków: spawanie metodą tig prętami ok tigrod 13.12 (pręty klasy w crmo1si wg pnen iso 21952:2009 [12]). grubość naniesionej powłoki (natrysk pneumatyczny) została sprawdzona i potwierdzona przez wykonawcę prac malarskich, firmę lankwitzer polska sp. z o.o. szczegóły przygotowania do spawania oraz parametry spawania podano w tabl. iv. spawanie prowadzono w pozycji podolnej bez podgrzewania wstępnego, a temperatura międzyściegowa wynosiła 150°c. badania złączy próbnych, przeprowadzone w zakresie wymaganym dla kwalifikowania technologii spawania zgodnie z pn-en iso 15614-1:2008/a2:2012, zakończyły się wynikiem akceptowalnym. adania pawanyc metodą ti doczołowyc złączy lac ze tali 13cr o4-5 pokrytyc ar ą rawomal p farba rawomal p prod. radomskiej fabryki farb i lakierów rafil s.a. jest wodorozcieńczalną farbą do gruntowania przeznaczoną do pierwszego malowania powierzchni stalowych i żeliwnych [13]. zawiera ona aktywny pigment antykorozyjny i tworzy powłoki wysychające w temperaturze otoczenia, odporne na działanie mgły solnej, wody i atmosferycznych czynników korozyjnych. celem badań była ocena przydatności tej farby, na podstawie wymagań pn-en iso 15614-1:2008/ a2:2012, do wykonywania złączy doczołowych płyt ze stali 13crmo4-5 pokrytych powłoką o grubości 30 µm dla określonych warunków: spawanie metodą tig prętami ok tigrod 13.12. grubość naniesionej powłoki została sprawdzona i potwierdzona przez producenta farby. stosowano warunki wykonania złączy próbnych wg tablicy iv. przeprowadzone w zakresie wymaganym dla kwalifikowania technologii spawania zgodnie z pn-en iso 15614-1:2008/a2:2012 badania złączy próbnych zakończyły się wynikiem akceptowalnym. ry 1 świadectwo badania farby wg 26-8140/2 ig 1 test certificate of primer wg 26-8140/2 konstrukcja złącza kolejność spawania ścieg wymiar spoiwa, mm natężenie prądu, a napięcie łuku, v rodzaj prądu/ biegunowość prędkość przesuwu, cm/min ilość wprowadzonego ciepła, kj/mm 1 ø 2,4 95 11,5 dc/– 6,3 0,62 2÷3 ø 2,4 110 12,0 dc/– 6,3 0,75 4÷11 ø 2,4 125 13,0 dc/– 6,3 0,93 ta lica iv warunki spawania metodą tig (141) płyt pokrytych farbą wg 26-8140/2 ta le iv tig (141) welding conditions of plater with primer wg 26-8140/2 29przegląd spawalnictwa 11/2013 nio ki wykonane badania potwierdziły przydatność następujących farb gruntowych do malowania elementów stalowych podlegających następnie spawaniu bez usuwania powłoki: – farby mp 61-9006/0 prod. lankwitzer lackfabrik gmbh o grubości powłoki 16 µm do wykonywania spoin pachwinowych metodą mag drutem elektrodowym g3si1 w osłonie mieszanki m21, na podstawie jakości spoin pachwinowych (poziom jakości b) złączy próbnych płyt ze stali s355j2+n pokrytych powłoką ochronną, potwierdzonej badaniami spawalności wg pn-en iso 17652-2:2009, pkt 5; – farby mp75-3009 prod. lankwitzer lackfabrik gmbh o grubości powłoki 20 µm oraz farby sp0181401 prod. lankwitzer lackfabrik gmbh o grubości powłoki 15 µm, do wykonywania metodą mag drutem elektrodowym g3si1 w osłonie co2 złączy doczołowych, na podstawie wyników kwalifikowania technologii spawania doczołowych złączy próbnych płyt ze stali s355j2+n pokrytych powłoką ochronną, wg pn-en iso 15614-1:2008/a2:2012; – farby wg 26-8140/2 prod. lankwitzer lackfabrik gmbh o grubości powłoki 30 µm, do wykonywania metodą tig prętami klasy w crmo1si złączy doczołowych ze stali 13crmo4-5, na podstawie wyników kwalifikowania technologii spawania doczołowych złączy próbnych płyt z tej stali o grubości 12 mm pokrytych powłoką ochronną, wg normy pn-en iso 15614-1:2008/a2:2012; – farby rawomal p prod. radomskiej fabryki farb i lakierów rafil s.a. o grubości powłoki 30 µmm, do wykonywania metodą tig prętami klasy w crmo1si złączy doczołowych ze stali 13crmo4-5, na podstawie wyników kwalifikowania technologii spawania doczołowych złączy próbnych płyt z tej stali o grubości 12 mm pokrytych powłoką ochronną, wg pn-en iso 15614-1:2008/a2:2012. ze względu na zależność porowatości złączy stali pokrytej farbą gruntową od rodzaju złącza oraz warunków technologicznych spawania, zaleca się odrębne kwalifikowanie technologii spawania dla każdego przypadku. literat ra [1] lucas w., seldon j.: „an assessment of weldable primers”. twi bulletin, may june 1996, http://www.twi.co.uk/news-events/ bulletin/archive/ [2] pn-en 1090-2+a1:2012 „wykonanie konstrukcji stalowych i aluminiowych – część 2: wymagania techniczne dotyczące konstrukcji stalowych”. [3] szendzielorz n., czenczek j.: „określenie wpływu farb gruntowych gat.: 23/43/05/iii, 25/18/96, 31/43/11, 41e/43/11 i 81/43/11 na właściwości mechaniczne złączy spawanych łukowo ręcznie elektrodami otulonymi gat. eb1.46, eb1.50, er2.46, es10ha i w osłonie co2 drutem gat. sp1gs”. sprawozdanie z pracy badawczej nr id-52, instytut spawalnictwa, gliwice, 1970. [4] pn-en iso 17652-2:2009 „spawanie badanie powłok ochronnych w odniesieniu do spawania i procesów pokrewnych część 2: właściwości powłok ochronnych dotyczące spawania” [5] richtlinie dvs 0501: „prüfen der porenneigung beim über schweißen von fertigungsbeschichtungen auf stahl”. märz 1976 . [6] pn-en iso 15614-1:2008/a2:2012 „specyfikacja i kwalifikowanie technologii spawania metali badanie technologii spawania część 1: spawanie łukowe i gazowe stali oraz spawanie łukowe niklu i stopów niklu”. [7] „karta danych technicznych. farba pvb gruntująca spawalna mp 61-9006/0”. lankwitzer lackfabrik gmbh, berlin, maj 2013. [8] pn-en iso 12944-4:2001 „farby i lakiery ochrona przed korozją konstrukcji stalowych za pomocą ochronnych systemów malarskich część 4: rodzaje powierzchni i sposoby przygotowania powierzchni”. [9] pn-en iso 5817:2009 „spawanie złącza spawane ze stali, niklu, tytanu i ich stopów (z wyjątkiem spawanych wiązką) poziomy jakości według niezgodności spawalniczych”. [10] консервационные грунты (сварные праймеры) sp01, mp75, mp76”. lankwitzer lackfabrik gmbh. http://www.lankwitzerrus.com/catalog/antikor-z/. [11] „karta danych technicznych. farba wodorozcieńczalna wg 268140/2”. lankwitzer lackfabrik gmbh, berlin, 11.10.2011. [12] pn-en iso 21952:2009 „materiały dodatkowe do spawania druty elektrodowe, druty, pręty i stopiwa do spawania łukowego w osłonie gazu stali odpornych na pełzanie – klasyfikacja”. [13] „karta techniczna wyrobu. rawomal p. farba wodorozcieńczalna do gruntowania”. http://www.rafil.pl/img/ktw%20 4.3.pdf. wiadectwa adania wyniki badań złączy próbnych wg wymagań pnen iso 15614-1:2008/a2:2012 stanowiły podstawę do wystawienia przez instytut spawalnictwa protokołów kwalifikowania technologii spawania wpqr oraz „świadectw badania” farb mp75-3009, sp01-81401 i wg 26-8140/2 prod. lankwitzer lackfabrik gmbh, a także farby rawomal p prod. radomskiej fabryki farb i lakierów rafil s.a. świadectwa te potwierdzają, że badane farby są przydatne do wykonywania spoin czołowych bez usuwania powłoki ochronnej w powyżej przedstawionych warunkach. przykładowe „świadectwo badania” przedstawiono na rysunku 1. ps 1 2016 www.pdf 17przegląd spawalnictwa vol. 88  1/2016 możliwości stworzenia maski spawalniczej z komputerowym przetwarzaniem przestrzennego obrazu zamiast filtrów spawalniczych the possibility of creating a welding mask with computer processing of spatial image instead of welding filters prof. dr hab. inż. ryszard tadeusiewicz – katedra automatyki i inżynierii biomedycznej agh, mgr inż. ilona jastrzębska – doktorant w katedrze ceramiki i materiałów ogniotrwałych agh, mgr inż. ryszard jastrzębski – skm złotów. autor korespondencyjny/corresponding author: rtad@agh.edu.pl streszczenie w artykule przedstawiono możliwości zastąpienia maski spawalniczej z tradycyjnym filtrem optycznym na maskę spawalniczą wyposażoną w komputerowy system przetwarzania przestrzennego obrazu, umożliwiającą lepszą obserwację procesu spawania poprzez wyeliminowanie olśnienia wzroku spawacza, ułatwienie rozpoznawania granicy ciekłego jeziorka i poprawę widoczności krawędzi rowka. ponadto wykorzystanie techniki rzeczywistości wzbogaconej pozwoli na przedstawianie dodatkowych informacji wspomagających proces spawania. w pracy omówiono metody analizy jakości płomienia i łuku spawalniczego, a także metody wykrywania granicy jeziorka oraz określenia głębokości wtopienia. omówiono również nowoczesne metody filtracji obrazu pozyskanego z kamery cyfrowej oraz możliwości ich zastosowania w innowacyjnej masce spawalniczej z komputerowym przetwarzaniem obrazu. słowa kluczowe: spawanie, przetwarzanie obrazu, maska spawalnicza, filtr, jeziorko spawalnicze abstract the article presents possibility of replacing of the welding mask with a traditional optic filter by a welding mask with a computer spacial image processing system, which enables a better observation of the welding process through the elimination of the eyes blinding, facilitation the recognition of the welding pool boundary, and improvement of the back bead edge visibility. moreover, utilization of an augmented reality technic will allows to present the additional information supporting the welding process. this work discusses methods for the analysis of flame and welding arc as well as for the recognition of pool boundary and penetration depth. furthermore, the article presents modern methods for a filtration of images collected from a digital camera as well as opportunities of their application in a building of the innovative welding mask with the computer analysis of 3d image. keywords: welding, image analysis, welding mas, filter, welding pool wstęp wprowadzenie do techniki komputerowego wspomagania oceny procesu spawania w dzisiejszych czasach można kupić symulatory spawania, przy pomocy których spawacz widzi wirtualny obraz obszaru spawania i otrzymuje na monitorze wirtualny obraz spoiny. przejście z takiego trenażera do rzeczywistego spawania nie jest jednak łatwe. wynika to faktu, iż spawacza należy nauczyć interpretacji obrazu w taki sposób, aby widział on granicę jeziorka, której na kliszy fotograficznej nie można zobaczyć, ponieważ na granicy jeziorka ciekłego metalu jest taka sama temperatura i takie samo widmo. z kolei dostrzeżenie rozgraniczenia pomiędzy cieczą a ciałem stałym wymaga analizy zmian szybkości narastania oświetlenia, wynikającej z różnej przewodności cieplnej metalu zakrzepniętego i metalu stopionego. aby to przejście nie było tak trudne wystarczy zastąpić filtr spawalniczy wyświetlaczem ryszard tadeusiewicz, ilona jastrzębska, ryszard jastrzębski obrazu przetwarzanego przez komputer. kluczem do sukcesu jest tu postęp techniki tak zwanej rzeczywistości wzbogaconej (augmented reality [1]). przy zastosowaniu tej techniki spawacz zamiast patrzeć wprost na miejsce spawania (co wymaga użycia ochronnej przyłbicy i odpowiedniego filtra optycznego) patrzy na wygodnie umieszczony przed jego oczami ekran komputera. na ekranie tym dostępny jest przetworzony komputerowo obraz miejsca spawania oraz ewentualne dodatkowe informacje graficzne i alfanumeryczne, dołączane do tego obrazu przy użyciu wspomnianej wyżej techniki rzeczywistości wzbogaconej. jest to możliwe już dziś, kiedy ceny laptopów są porównywalne z ceną masek spawalniczych samoprzyciemniających z filtrami najwyższej jakości. zapewne rozwój elektroniki i technik komputerowych sprawi, że relacje cenowe rozwiązań tradycyjnych (masek spawalniczych z filtrami) i nowatorskich rozwiązań opisywanych tutaj – będą jeszcze bardziej korzystne. warto dodać, że rozwiązanie wykorzystujące 18 przegląd spawalnictwa vol. 88 1/2016 komputerowe przetwarzanie obrazu i rzeczywistość wzbogaconą daje możliwość informowania spawacza o głębokości wtopienia, temperaturze jeziorka i długości łuku. dodatkowo można rozważyć możliwość informowania spawacza przez komputer, jakie ruchy należy wykonywać aby otrzymać lepszej jakości przetop lub lico spoiny. w poprzednich numerach przeglądu spawalnictwa prezentowano przedruki artykułów [2,3] zagranicznych informatyków zatrudnionych w spawalnictwie i artykuły wprowadzające polskich naukowców umożliwiające zrozumienie tych osiągnięć przez mechaników i budowlańców z historią komputerowego rozpoznawania obrazów w polsce sięgającą lat 70-tych. tym sposobem przygotowywano polskich inżynierów spawalnictwa do wejścia w tak wysoką technikę. obecnie warto do tego zestawu wiadomości dodać informacje na temat rzeczywistości rozszerzonej, opisanej między innymi w pracy [1], której zastosowania do celów spawalniczych opisano między innymi w pracy [4]. komputerowe określenie jakości płomienia i łuku spawalniczego w 2004 roku japoński koncern zaprezentował pokazany na rysunku 1 system wizualny kontroli techniki spawania. system ten polegał na rejestracji za pomocą 4 kamer ccd procesu spawania wykonywanego przez spawacza. kamery zostały rozmieszczone tak, aby rejestrować bezpośrednio proces spawania oraz aby zgromadzić jak najwięcej informacji na temat ruchów spawacza i parametrów wizualnych procesu spawania. pierwsza kamera, zainstalowana przy masce spawalniczej, pozwoliła na rejestrację obrazu ciekłego jeziorka spawalniczego. kolejna kamera miała za zadanie zarejestrować kąty podawania materiału dodatkowego, a kamera trzecia umieszczona od strony przetopu umożliwiła rejestrację wielkości ciekłego jeziorka przetopu, a także prędkości procesu spawania. ostatnia kamera umieszczona w uchwycie spawalniczym pozwoliła na rejestrację wykonywanych przez spawacza ruchów uchwytem oraz dokładnego miejsca podawania drutu do jeziorka spawalniczego. rys. 1. sposób rejestracji wizualnych parametrów spawania [5] fig. 1. the way for registration of the visual welding parameters zarejestrowany przy pomocy opisanego powyżej systemu proces spawania poddawany był analizie pod kątem wyznaczenia określonych parametrów spawania. pokazany na rysunku 2 system analizy wyników pozwolił na przedstawienie w sposób wektorowy uzyskanych parametrów rzeczywistego spawania ręcznego oraz posłużył do wyznaczenia wektorowej „odległości” umiejętności spawania kursanta od umiejętności spawania eksperta. porównanie istotnych parametrów spawania zostało szczegółowo przedstawione na rysunku 3. tego typu system daje możliwość oceny poprawności wykonywania procesu spawania przez spawacza. wirtualne symulatory spawania firmy lincoln electric również dokonują oceny poprawności procesu spawania kursanta. jednakże na obecną chwilę nie przekłada się to na rzeczywiste spawanie, gdyż osoba wyszkolona na wirtualnym symulatorze nie potrafi od razu właściwie wykonywać procesów spawania na rzeczywistym urządzeniu spawalniczym. rys. 2. sposób wyznaczania różnicy w umiejętności spawania pomiędzy szkolonym a instruktorem w sposób wektorowy [5] fig. 2. the method for determination of difference in welding skills between a trainee and an instructor showed in the vector way rys. 3. parametry wizualne spawania uzyskane przez kursanta i instruktora oraz wektorowa odległość kursanta od instruktora na początku i na końcu szkolenia; zależność przedstawiona kolorem czerwonym odnosi się do instruktora a niebieskim do spawacza [5] fig. 3. the visual welding parameters obtained by a trainee and an instructor, and the vector distance of a trainee from an instructor in the initial and final stage of the training; relation depicted by red and blue color refers to an instructor and a trainee, respectively aby przejście od symulacji komputerowej do rzeczywistego spawania było możliwe należy typowy samoprzyciemniający filtr spawalniczy zastąpić wyświetlaczem komputerowym. obraz na tym wyświetlaczu powinien być obrazem z kamery cyfrowej, obserwującej obszar spawania, wzbogaconym o obrazy związane z komputerowym przetwarzaniem obrazu jeziorka spawalniczego i łuku elektrycznego lub płomienia acetylenowo-tlenowego. na rysunku 4a przedstawiono obraz, jaki przekazał profesor informatyki politechniki wrocławskiej b. cyganek i podwodny spawacz gazowy. profesor ten w pracy [6] pokazał komputerowe przetwarzanie takiego jeziorka przy pomocy typowych funkcji oprogramowania do komputerowego przetwarzania obrazu. badania prowadzono dla płomienia acetylenowo-tlenowego utleniającego i nawęglającego. jak można to zaobserwować na rysunku możliwe jest 19przegląd spawalnictwa vol. 88  1/2016 rozgraniczenie kity i jąderka płomienia, jednakże nie widoczna jest strefa odtleniająca. z kolei badacz w pracy [5] rysunku 4b przedstawił fotografię jeziorka spawalniczego pokazanego od strony grani i łuku przy spawaniu tig. na rysunku 4c pokazano przetwaa) b) c) rys. 4. metody przetwarzania obrazu: a) wizualne dla płomienia [6], b) fizyczne dla łuku [5], c) obraz jeziorka i łuku tig [7] fig. 4. methods for the image analysis: a) visual for the flame [6], b) physical for the arc [5], c) image of the weld pool and the tig arc rzanie obrazu łuku przy pomocy metodologii obliczeniowej fizyków z uniwersytetu jagiellońskiego (optoelektronika i fizyka atomowa). jak wynika z rysunku 4c metody fizyczne pozwalają na pozyskanie większej ilości informacji na temat rozkładów temperatur i oparów metali w łuku elektrycznym niż metody komputerowego przetwarzania obrazu, aczkolwiek nie są one aż tak szybkie. komputerowe wykrywanie granicy jeziorka spawalniczego na rysunku 5a,b pokazano odpowiednio lewy i prawy wzorzec oświetlenia jeziorka, a na rysunku 5c na tle obrazu jeziorka spawalniczego przedstawiono komputerowo różnicę pomiędzy oświetleniem rzeczywistym a oświetleniem wzorcowym. minimum określające najlepsze dopasowanie wzorca idealnie pokrywa się z granicą jeziorka spawalniczego, która została oznaczona krzyżykiem na rysunku. skrajne minima przedstawione na wykresie (rys. 5d) pokazują kształt jeziorka spawalniczego. opisana powyżej metodologia rozpoznawania jeziorka, która była wykorzystana w układzie badawczym do rozpoznawania kształtu jeziorka, pokazana na rysunku 5e dla spawania aluminium i na rysunku 5f dla stopów niklu, może być również przydatna do zastosowania w masce spawalniczej wyposażonej w komputerowy system przetwarzania przestrzennego obrazu. b)a) rys. 5. określenie granicy jeziorka metodą porównywania ze wzorcem: a) wzorzec oświetlenia lewej krawędzi, b) wzorzec oświetlenia prawej krawędzi, c) różnica pomiędzy oświetleniem i wzorcem z zaznaczonymi krzyżykami wskazującymi granice jeziorka, d) rozkład przestrzenny minimum pomiędzy rzeczywistym oświetleniem i wzorcem, e) ustawienie kamery przy spawaniu aluminium, f) ustawienia kamery przy spawaniu stopu niklu inconel [2]. fig. 5. determination of the weld pool boundary by comparing with the standard: a) the standard light of the left edge, b) the standard light of the right edge, c) difference between the light and the standard light with the marked crosses indicating the weld pool boundary, d) spatial distribution of the minimum between real and ideal (standard) light, e) setting of the camera during welding of aluminum, f) setting of the camera during welding of inconel nickel alloy d)c) f)e) 20 przegląd spawalnictwa vol. 88 1/2016 komputerowe określenie ugięcia jeziorka spawalniczego w szkoleniu spawaczy bardzo ważne jest nauczenie przestrzennego widzenia jeziorka spawalniczego, które podlega zjawisku „uginania” ciśnieniem gorących gazów łuku. wyjaśnienie spawaczom, że topienie materiału podczas procesu spawania nie odbywa się w wyniku przewodności cieplnej, ale fizycznego kontaktu gorących gazów ze spawanym metalem jest podstawą sukcesu. rysunek 6 pokazuje amerykańską metodologię obliczenia trzeciego wymiaru jeziorka ciekłego metalu (głębokości wtopienia). spawanie mag z zastosowaniem pulsu może się odbywać przy cyklicznie zmieniającej się wartości prądu impulsowego. pozwala to na odrywanie mniejszych kropel, lepszego ich nagrzewania i unikania rozprysków w wyniku różnicy temperatur pomiędzy kroplą a jeziorkiem. jak pokazuje rysunek 6 podczas trwania prądu impulsu ciekły metal jest odsuwany na boki, a gazy docierają coraz głębiej topiąc podłoże. z kolei podczas trwania prądu bazy ciekły metal napływa do ugiętego jeziorka. poprzez pomiar ugięcia łuku pomiędzy prądem impulsu i bazy amerykańscy informatycy określili liniową zależność (pokazaną na rys. 6) pomiędzy różnicą ugięcia jeziorka a głębokością wtopienia przy spawaniu impulsowym mag (135-p wg en iso 9606-1). rys. 6. zasada pomiaru głębokości ugięcia powierzchni jeziorka spawalniczego i wyznaczenie zależności pomiędzy głębokością wtopienia dw a różnicą pomiędzy ugięciem jeziorka podczas prądu impulsu i prądu bazy δdj przy spawaniu mig/mag oraz stosunkiem szybkości podawania drutu vd a prędkością spawania vs [3]. fig. 6. the principle of measuring the welding pool surface depth, together with determination of the relationship between penetration depth dw and difference between surface depth during peak and base current δdj for mig/mag, and ratio of wire feed speed to travel speed vs przy spawaniu zwarciowym i natryskowym należy jeszcze brać pod uwagę położenie łuku w stosunku do jeziorka i rozkład składowej ciśnienia łuku na składową prostopadłą uginającą jeziorko i składową poziomą transportującą metal z topionego drutu do jeziorka przy spawaniu w lewo lub do nadlewu przy spawaniu w prawo. nowe metody filtracji komputerowej obrazu wprowadzenie kamery cyfrowej jako elementu obserwującego obszar spawania oraz monitora cyfrowego jako miejsca, na którym spawacz obserwuje efekty swojej pracy, doprowadziło do tego, że możliwa stała się komputerowa (obliczeniowa) filtracja obrazu pozyskiwanego z kamery przed jego zaprezentowaniem człowiekowi. metody komputerowej filtracji obrazu opisano między innymi w książce [8] i do niej odsyłamy czytelników zainteresowanych szczegółami. tu natomiast warto wskazać kilka celów i kilka metod komputerowej filtracji i przetwarzania obrazów, które mogą być szczególnie przydatne w zadaniu polepszenia warunków obserwacji jeziorka płynnego metalu i obszaru spawania. pierwsze zadanie, które można powierzyć komputerowemu systemowi przetwarzania obrazu może polegać na poprawie jakości obrazu i usunięciu z niego zakłóceń, których źródłem jest między innymi łuk spawalniczy lub płomień palnika. jaskrawo świecące źródła ciepła używane przy spawaniu powodują, że obserwując obraz przez tradycyjny samoprzyciemniający filtr optyczny mamy równomierne przyciemnienie zarówno obrazu łuku (lub płomienia) jak również miejsca spawania i jego okolicy. powoduje to, że wprawdzie łuk czy płomień nie powodują olśnienia wzroku spawacza, ale jednocześnie to, co powinno być dokładnie obserwowane (miejsce powstawania spoiny) jest widoczne znacząco gorzej, co może wpływać niekorzystnie na dokładność pracy spawacza. w sytuacji gdy pomiędzy źródłem obrazu (kamerą cyfrową) a miejscem prezentacji obrazu (wyświetlaczem przeznaczonym dla spawacza) jest komputer wyposażony w możliwość cyfrowego przetwarzania obrazu – jest możliwe zastosowanie zróżnicowanego w różnych obszarach skalowania amplitudy (jasności) obrazu, co pozwoli dowolnie stłumić blask łuku spawalniczego lub płomienia używanego palnika, tak żeby nawet drobne zmiany jasności w obrębie jeziorka płynnego metalu i obszaru tworzenia spoiny mogły być zaobserwowane i w pełni wykorzystane przez spawacza. w szczególności metodą przetwarzania obrazu, jaka może być w tym miejscu zastosowana, może być lokalne (w sensie poszczególnych regionów obrazu pola widzenia spawacza) zastosowanie techniki równoważenia histogramu. kolejna metoda komputerowego przetwarzania obrazu, jaka może być użyta podczas filtracji obrazu obserwowanego i wykorzystywanego przez spawacza, związana jest z możliwością nieliniowego przekształcania amplitudy wizyjnego sygnału wejściowego przed jego zaprezentowaniem na wyświetlaczu wyjściowym spawaczowi. typowe przetworniki optoelektroniczne (najczęściej matryce ccd) używane w kamerach cyfrowych pozwalają na odwzorowanie jasności każdego punktu (czyli każdego piksela na obrazie) z dokładnością przynajmniej ośmiobitową. przy takiej rozdzielczości amplitudowej (jeden bajt na piksel) kamera jest w stanie zarejestrować 256 rozróżnialnych poziomów jasności obrazu, podczas gdy badania psychologii percepcji człowieka pokazują, że spawacz może (w najlepszym przypadku) rozróżnić swoim wzrokiem najwyżej 60 poziomów jasności. odpowiednio dobierając więc sposób przekształcenia (zwykle nieliniowego) 256 poziomów jasności pikseli rejestrowanych przez kamerę na niespełna 60 poziomów jasności prezentowanych na monitorze odbiorczym można sprawić, że tam, gdzie jest to potrzebne, można zróżnicować w sposób dostrzegalny dla człowieka nawet niewielkie zmiany jasności niosące na przykład informację o granicy pomiędzy jeziorkiem płynnego metalu a jeszcze nie przetopionym fragmentem spawanej konstrukcji. gołym okiem te zmiany jasności mogą być niedostrzegalne, zatem spawacz obserwujący proces spawania za pośrednictwem cyfrowego systemu przetwarzania obrazu może uzyskać znacząco więcej informacji, niż gdyby obserwował ten proces bezpośrednio, nawet przez najdoskonalsze i najnowocześniejsze filtry ulokowane w typowej masce ochronnej. 21przegląd spawalnictwa vol. 88  1/2016 cyfrowe przetwarzanie obrazu daje zresztą o wiele więcej możliwości, związanych między innymi z automatycznym wyznaczaniem granic widocznych obiektów (np. kropli płynnego metalu) i granic łączonych elementów. te granice i krawędzie obserwowane gołym okiem (oczywiście przez odpowiednie filtry) mają często nieostry lub rozmyty charakter ze względu na wysoką temperaturę panującą w strefie spawania i związane z tym trudności obserwacji. badacze zajmujący się komputerowym przetwarzaniem obrazów znaleźli jednak metody poprawy jakości takich obrazów. cały zestaw takich metod znaleźć można między innymi w rozprawie doktorskiej [9]. pogłębione naukowe opracowanie na temat tych metod (pozwalających nawet na ocenę położenia granic obiektów z dokładnością sub-pikselową) znaleźć można w pracy [10]. łączenie rzeczywistego (ewentualnie poddanego filtracji) obrazu obszaru roboczego spawacza z wynikami jego zaawansowanego przetwarzania (na przykład z lokalizacją granic i detekcją krawędzi) odbywać się może przy zastosowaniu techniki rzeczywistości rozszerzonej, w której przed prezentacją obrazu człowiekowi (spawaczowi) następuje dołączenie do niego elementów graficznych będących efektem wspomnianego wyżej przetwarzania. rzeczywistość rozszerzona daje także możliwość dodawania do obrazu elementów tekstowych. dzięki temu obok technik filtracji obrazu, które mogą być zastosowane przy wykorzystaniu maski spawalniczej z komputerowym przetwarzaniem przestrzennego obrazu zamiast filtrów spawalniczych, szerokie zastosowanie mogą mieć zaawansowane techniki analizy obrazu. możliwe jest wyznaczanie (i podawanie do wiadomości spawacza) wyników pomiarów różnych wymiarów liniowych, powierzchniowych i (estymowanych) objętościowych widocznych na obrazie elementów, możliwe jest wykrywanie sytuacji nieprawidłowych (na przykład zbyt szybki ruch) wraz z generowaniem i wyświetlaniem na ekranie ostrzeżeń lub sugestii dla spawacza, możliwe jest włączenie na tym etapie także informacji związanych z uczeniem początkującego spawacza – ale o tym będzie mowa w kolejnym rozdziale. maska spawalnicza z komputerowym przetwarzaniem przestrzennego obrazu jako trenażer koordynacji ruchu z obserwacją sprawa treningu spawaczy jest zagadnieniem trudnym i zdecydowanie wymagającym udoskonalenia. na rysunku 7 pokazano, jak robi się to obecnie. konkretnie przedstawiono na tym rysunku aktualnie używaną obrazkową instrukcję fizyki spawania, stosowaną do szkolenia spawaczy z umysłem ścisłym. okazuje się, że poprzez wydawanie szkolonym spawaczom poleceń ustnych w zakresie techniki spawania można nie tylko doszkolić spawaczy, ale także zaprogramować ich do koordynacji ruchu z obserwacją podczas spawania. korzystając z tych opisów można wykonać algorytmy „podpowiadania” spawaczowi jakie ruchy ma wykonać, aby poprawić technikę spawania. główna trudność w szkoleniu spawaczy polega na tym, że człowiek steruje rękami myśląc automatycznie fizyką wody a nie fizyką ciekłego metalu. obserwacja ta pozwoliła na analizowanie zarejestrowanych ruchów spawacza, obrazu jeziorka, a nawet napięcia mięśni spawacza. badacze angielscy skupili się na uczeniu komputerów predyspozycji do spawania czyli wykrywania granicy jeziorka, której nie widzi kamera. przykład (1) tego rysunku ilustruje głębokość wtopienia w zależności od odległości źródła ciepła i pokazuje, że do uzyskania głębszego wtopienia rys. 7. nstrukcja obrazkowa spawania (oznaczenia na rysunkach: mcawspawanie drutem proszkowym metalicznym, fcawspawanie drutem proszkowym topnikowym, gmawspawanie drutem pełnym, smawspawanie elektrodą otuloną, oawspawanie acetylenowo-tlenowe, gtawspawanie tig) fig. 7. image welding instruction (designations at the images: mcaw – welding with a metal-cored electrode wire, fcaw – welding with a flux-cored metal electrode, gmaw – welding with a solid wire, smaw – welding with a covered metal electrode, oaw – oxy-acetylene welding, gtaw – tig welding) 22 przegląd spawalnictwa vol. 88 1/2016 literatura [1] k. lee: “augmented reality in education and traning. techtrends”, vol. 56, nr 2, marzec/kwiecień 2012, s. 13-21. [2] w. lucas, j. smith, c. balfor, d. bertaso, g.melton: “wizyjna kontrola rozmiaru jeziorka spawalniczego w czasie rzeczywistym”, przegląd spawalnictwa, nr 1, 2009, s. 11-16. [3] z. wang, y. m. zhang, l.wu: “pomiar i określenie ugięcia powierzchni jeziorka spawalniczego oraz głębokości wtopienia spoiny w pulsacyjnym spawaniu mig/mag”, przegląd spawalnictwa, nr 3, 2013, s. 27-37. [4] s. mann, r. chun hing lo, k. ovtcharov, s. gu, d. dai, c. ngan, t. ai: “real time hdr (high dynamic range)” video for eyetap wearable computers, fpga-based seeing aids, and glasseyes (eyetaps), 25th ieee canadian conference on electrical and computer engineering (ccece), 2012. [5] m. sukamu, r. tsuboi, k. kubo, s. asai: “development of welders training suport system with visual sensors, dokument międzynarodowego instytutu spawalnictwa iiw nr xii-1813-04, materiały konferencji iiw w osace 2004, s. 103-108. [6] r. jastrzębski, b. cyganek, j. przytuła, i. jastrzębska, k. szczyrbak: “wyszkolenie fizyczne spawaczy i lutowaczy gazowych kluczem do kopiowania ruchów spawacza na ruchy robota”, dozór techniczny, nr 4-5, 2014, s.74-82. [7] a. murphy: „wpływ oparów metalicznych na spawanie łukowe. cz.3 modelowanie łuku spawalniczego-wyniki. dymy spawalnicze”, przegląd spawalnictwa, nr 11, 2012, s.3-11. [8] r. tadeusiewicz , p. korohoda: “computer analysis and image processing [in polish: komputerowa analiza i przetwarzanie obrazów], progress of telecommunication foundation publishing house, krakow, 1997. [9] a. fabijańska: “algorytmy poprawy jakości obrazów w wysokotemperaturowych pomiarach właściwości fizykochemicznych wybranych metali i ich stopów, rozprawa doktorska na politechnice łódzkiej, data obrony grudzień 2007. [10] a. fabijańska: “a survey of subpixel edge detection methods on images of heat-emitting metal specimens”, international journal of applied mathematics and computer science, vol. 22, no. 3, 2012, str. 695-710. wnioski nowe techniki komputerowego przetwarzania obrazu wraz z możliwościami, jakie dostarcza technika rzeczywistości rozszerzonej powodują, że w niedalekiej przyszłości tradycyjne maski spawalnicze, przyłbice i filtry optyczne zastąpione zostaną komputerowym torem wizyjnym. w takim (opisanym w pracy) torze wizyjnym obraz miejsca spawania i narzędzi spawalniczych nie tylko będzie elektronicznie pozyskiwany i po komputerowej obróbce przedstawiany do wzrokowej oceny przez spawacza, ale dodatkowo będzie analizowany przez odpowiednie programy komputerowe. w wyniku tej analizy mogą powstawać oceny ilościowe (na przykład głębokości jeziorka płynnego metalu albo jego temperatury) niemożliwe do uzyskania przy pomocy tradycyjnej wzrokowej oceny. co więcej, porównując komputerowo rejestrowany przebieg aktualnego procesu spawania, wykonywanego przez spawacza, z przebiegami zapamiętanymi w trakcie procesu uczenia – można korzystając z tej samej techniki rzeczywistości rozszerzonej udzielać spawaczowi rad i wskazówek, doskonaląc jego pracę i zapobiegając powstawaniu błędów, których skutki są później trudne do usunięcia. należy przybliżyć źródło ciepła. przybliżenie źródła ciepła do topionego metalu jednocześnie obniża temperaturę ciekłego metalu ciepłem topienia, a odsunięcie źródła ciepła nagrzewa jeziorko ciekłego metalu przewodnością cieplną. przykłady (2) i (3) pokazują, że duże jeziorko jest płytkie i „gorące” (tzn. o wyższej temperaturze), natomiast małe jeziorko jest głębokie i „zimne” (tzn. o niższej temperaturze). przykłady (4) i (5) wyjaśniają, że szybszy ruch źródła ciepła powoduje uzyskanie głębszego wtopienie, natomiast wolniejszy ruch palnika zapewnia otrzymanie mniejszego wtopienia i nagrzanie jeziorka spawalniczego. wynika z tego, że przy większym natężeniu prądu należy wykonywać szybsze ruchy zakosowe, a materiał o mniejszej przewodności cieplnej należy spawać krótszym łukiem niż materiał o większej przewodności cieplnej. z przykładów przedstawionych na rysunku wynika na przykład to, że krople ciekłego metalu przy spawaniu stali nierdzewnej, tzn. materiału o mniejszej przewodności cieplnej, należy dodawać po bokach (aby zatrzymać topienie i dłużej nagrzewać materiał podłoża). natomiast w przypadku spawania aluminium, tj. metalu o większej przewodności cieplnej, krople należy dodawać w środku jeziorka (aby nie zatrzymywać topienia i ochłodzić jeziorko ciekłego metalu). z tego wynika różnica w kierunku ruchów zakosowych przy spawaniu stali metodą mag i przy spawaniu aluminium metodą mig. jednak mimo poglądowości instrukcji w formie pokazanej przykładowo na rysunku 7, nauka spawania jest sprawą trudną i czasochłonną. wprowadzenie do użytku maski spawalniczej z komputerowym przetwarzaniem przestrzennego obrazu daje także w tym zakresie nowe cenne możliwości. w szczególności daje możliwość stałego porównywania działania szkolonego spawacza z obrazami i sekwencjami wideo zarejestrowanymi komputerowo w momencie, kiedy wymagane czynności wykonywał doświadczony spawacz (instruktor, mistrz którego należy naśladować). komputer w takim przypadku wspomaga proces bieżącej obserwacji działań spawacza przez niego samego (wykorzystując techniki omówione w poprzednim rozdziale), ale także może sygnalizować odstępstwa od optymalnej procedury, wykrywane poprzez konfrontację aktualnego działania ucznia z zapamiętanym działanie wzorcowym (instruktora). informacja o wykrywanych nieprawidłowościach może być wyświetlana (w formie tekstowej lub graficznej) na tym samym monitorze ucznia, na którym on sam śledzi przeprowadzany proces technologiczny i skutki własnych działań (będzie to oczywiście rzeczywistość rozszerzona). możliwe jest także ostrzeganie głosowe ucznia za pomocą dołączonego do komputera syntezatora mowy. cały proces szkolenia może być śledzony na dodatkowym monitorze przez jednego lub kilku instruktorów, którzy mogą dodawać swoje rady w trakcie procesu nauki spawania albo po jakimś zakończonym etapie serii zaplanowanych treningów. co więcej, ze szkoleń takich może być automatycznie sporządzana różna dokumentacja. welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(4) 2019 17 doi http://dx.doi.org/10.26628/wtr.v91i4.1002 article properties of flame-powder sprayed aluminum coatings reinforced with particles of carbonaceous materials artur czupryński1,* 1 silesian university of technology, poland; * correspondence: dr. artur czupryński; artur.czuprynski@polsl.pl received: 07.03.2019; accepted: 18.04.2019 abstract: the article presents the results of research on tribological properties of aluminum coatings, reinforced with particles of carbon nanotubes nanocyl nc 7000 in quantities of 0.5 wt.% and 1 wt.% as well as carburite (elemental carbon) in an amount of 0.5 wt.%, flame-powder sprayed on a non-alloy structural steel grade s235j0 according to en 10027-1.the coating properties were assessed based on macro and microscopic metallographic examinations, chemical composition tests, microhardness measurements and abrasion and erosive wear resistance tests. the obtained results were compared with the results obtained for samples with coatings made of aluminum powder – en aw 1000 series. key words: flame-powder spraying; coatings; aluminum; carbon nanotubes; carburite; abrasion resistance; resistance to erosive wear introduction modern civilization expects from scientists involved in materials engineering to manufacture light and durable materials that meet high strength and quality requirements set for innovative constructions manufactured by the car or aerospace industries [1÷3]. carbon fiber reinforced composites have been widely used in the production of aircraft brakes, space constructions, military and commercial aircraft, lithium-ion batteries and sports equipment. the nanotechnology has had a strong influence on the direction of research in the area of surface engineering and related technologies of making surface layers and coatings [4÷11]. nowadays, it is possible to perform not only conventional tribological coatings with specific frictional characteristics (high or low coefficient of friction) and resistance to abrasive wear, erosion or corrosion, but also coatings of unprecedented properties, often intended for special applications and working in difficult conditions, i.e. nanocomposite coatings with high hardness and high resistance to dynamic loads, coatings with frictional characteristics which can adapt to changing operating conditions (temperature, humidity), nanostructured coatings with a thermal barrier (thermal barrier coatings) or biocompatible coatings [12,13]. pioneers in the field of thermal spraying processes of composite coatings of aluminumcarbon nanotubes (cnt) was a research group from florida international university, which successfully deposited carbon nanotubes (cnts) in the al-si matrix in the powder plasma spraying process [14]. in the literature, however, there are no data regarding tribological properties of powder flame sprayed (pfs) aluminum coatings reinforced with carbon nanotubes (cnt). the purpose of this article is to present the state of knowledge in this area of research activity and to present the possibility of using powder flame spraying (pfs) technology for the production of composite coatings with a metallic matrix reinforced with carbon nanotubes (cnt). materials and methods the research aimed at comparing the structure, chemical composition, hardness and resistance to abrasive and erosive wear of aluminum coatings powder-flame sprayed on non-alloy structural steel grade s235j0. the coatings were reinforced with carbon nanotube nanocyl nc 7000 particles in the amount of 0.5 wt.% and 1 wt.% and the carburite in the amount of 0.5 wt.% with a reference coating made of aluminum powder of en aw 1000 series. carburite as a reinforcement of the aluminum matrix was used to have the possibility to compare the tribological properties of the composite coating thus produced with the composite coating with aluminum matrix reinforced with carbon nanotubes (cnt), with the equal weight fraction of the carbon material. the additive material for powder flame spraying was obtained by mixing in appropriate proportions of aluminum powder of en aw 1000 series (table i) with carbon nanotubes http://dx.doi.org/10.26628/wtr.v91i4.1002 mailto:artur.czuprynski@polsl.pl welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(4) 2019 18 of the nanocyl nc 7000 series (table ii) and aluminum powder with carburite (elemental carbon) in the form of a coal dust (table iii). table i. aluminum powder specification, en aw 1000 series specification um guaranteed parameters research results aluminum content (al) % min 99.7 99.7 iron content (fe) % max 0.2 0.2 silicon content (si) % max 0.12 0.12 copper content (cu) % max 0.004 0.004 moisture % max 0.1 0.1 bulk density g/dm3 min 1000 1050 granulation above 0,045 mm % 85.0÷100.0 98.0 granulation above 0,1 mm % 5.0÷30.0 15.3 granulation above 0,16 mm % max 5.0 0.0 granulation below 0,045 mm % – 2.0 table ii. structure and specification of nanocyl nc 7000 carbon nanotubes specification um value measurement method average size nm 9,5 tem average length μm 1,5 tem purity % 90 tga content of metal oxides % 10 tga amorphous carbon – 1) hrtem surface area m2/g 250÷300 bet note: 1) pyrolytic carbon on the nc 7000 surface table iii. structure and specification of carburite in the form of a coal dust specification um value size of the fraction mm 0÷1 ash content % 5 moisture content % 1 carburite content (elemental carbon) % 94 granulation, mm % > 1 mm to 10%; < 0,06 mm to 70% the spraying process was carried out on a production stand equipped with a modern modular oxygenacetylene system castodyn ds 8000 for manual powder flame spraying. steel plates with the dimensions of 150 x 150 x 5 mm, before the spraying process, were subjected to abrasive blasting and were preheated with a gas burner to a temperature of approx. 40 °c. the burner was guided in a wall position covering the whole surface of the sheet, and then the spraying direction was changed several times by 90 degrees, until a coating with a thickness of approx. 1.0 mm was obtained (fig. 1b). the criterion for visual evaluation of the quality of sprayed coatings was to make the surface layers have an appropriate thickness, good adhesion to the substrate, continuity, uniformity of coverage and low porosity (iso 14923: 2005). optimal parameters of powder flame spraying of aluminum coating and aluminum coatings reinforced with particles of carbon materials, determined on the basis of preliminary technological tests are presented in table iv. the view of test panels with flame-sprayed coatings on the aluminum matrix is shown in figure 2. welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(4) 2019 19 (a) (b) fig. 1. powder flame spraying process: a) scheme of a manual burner for flame powder spraying [15], b) photo from the trial of manual flame powder spraying of an aluminum coating with castodyn ds 8000 burner fig. 2. view of test panels with flame-sprayed coatings on the aluminum matrix: 1) en aw 1000 aluminum powder; 2) en aw 1000 aluminum powder with the addition of 0.5 wt.% nanocyl nc 7000 carbon nanotubes; 3) en aw 1000 aluminum powder with the addition of 1 wt.% nanocyl nc 7000 carbon nanotubes; 4) en aw 1000 aluminum powder with the addition of 1 wt.% carburite (elemental carbon) welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(4) 2019 20 table iv. parameters of manual flame powder spraying of aluminum coatings and coatings on aluminum matrix reinforced with particles of carbonaceous materials sample number type of powder oxygen working pressure, bar acetylene working pressure, bar air working pressure, bar number of the powder feeding orifice weight of the used powder, g powder yield, % 1 al 4 0.7 3 2 93.5 60.3 2 al+0,5% cnt1) 4 0.7 3 2 97.0 56.2 3 al+1% cnt 4 0.7 3 2 100.8 57.0 4 al+0,5% c2) 4 0.7 3 2 99.7 59.4 notes: 1) cnt means carbon nanotubes nanocyl nc 7000; 2) c means carburite (elemental carbon). standard modular work nozzles regulating the flame outlet with the designation ssm 40 were used. visual and metallographic examinations of coatings in each case, the entire surface of the sample board has been subjected to visual inspection according to pn-en iso 14923, in order to assess the quality and identify any nonconformities in the form of cracks, discontinuities, irregularities, porosity or lack of adhesion of the coating. macro and microscopic observations were made in accordance with pn-en iso 17639 on the cross-section of metallographic specimens cut from the center of the sample plates. additionally, the analysis of chemical composition in selected areas of the samples which were flame-sprayed with aluminum powder and aluminum powder with the addition of particles of carbonaceous materials was performed on the scanning microscope. measurement of coatings hardness the measurement of the hardness of powder flame sprayed coatings was made by the vickers method hv0.1 according to pn-en iso 6507-1. five measurements were made on the external surface and ten measurements on the cross section of the sprayed layer for each of the tested coatings. tests of the coating's resistance to erosive wear the erosive wear tests of powder flame sprayed coatings on the aluminum matrix were carried out in accordance with astm g76-95 as shown in figure 3. as the erosion material, aluminum oxide powder (al2o3) with a particle diameter of 71 μm was used. discharge velocity of the particles was set at 70±2 m/s, the erodent's expenditure was 2.0±0.5 g/min, and the nozzle distance from the sample surface was 10 mm. the tests were carried out at an angle of incidence of the erodent of 90° and 30°. (a) (b) fig. 3. stand for erosion wear resistance tests in accordance with astm g76-95: a) general layout of the stand; b) an interior view of the measuring chamber of the blasting device welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(4) 2019 21 tests of the coating's resistance to abrasive wear the tests of resistance to abrasive wear of the metal-mineral type of powder flame sprayed coatings on the aluminum matrix were made according to astm g65-00, procedure e (astm g76-95). during the test, the friction wheel made 1000 revolutions, and the abrasive flow rate (a.f.s. testing stand 50-70 sand) was 335 g/min. the test was carried out on the test stand shown in figure 4. (a) (b) fig. 4. test stand for abrasive wear tests in accordance with astm g65-00, procedure e: a) scheme of the stand; b) general view of the device research results results of metallographic examination of coatings a view of the metallographic cross-sectional image of individual powder flame sprayed aluminum coatings is shown in figure 5. the image of the structures obtained by scanning electron microscopy and the sem report for coatings sprayed with aluminum powder and aluminum powders with the addition of particles of carbon materials are shown in figures 6÷9. hardness measurement the measurement of hardness of powder flame sprayed aluminum coatings and coatings on aluminum matrix reinforced with particles of carbonaceous materials was made on the surface at 5 points along one measurement line (table v) and at 10 measuring points on the cross-section of the sample as shown in figure 10. the results of hardness measurements on the cross-section of coatings flame-sprayed with aluminum powder and powders on aluminum matrix with particles of carbonaceous materials are compared in figure 11. table v. results of hardness measurements on the surface of coatings flame-sprayed with aluminum powder and powders on aluminum matrix with particles of carbonaceous materials designation of the sample hardness hv 0.1 measurement point 1 2 3 4 5 average standard deviation sample 1 (al) 35.2 32.5 34.8 37.2 35.1 34.96 1.67 sample 2 (al+0.5% cnt) 59.2 62.8 56.5 54.2 55.5 57.64 3.42 sample 3 (al+1% cnt) 41.2 43.2 37.5 39.2 38.7 39.96 2.25 sample 4 (al+0.5% c) 30.2 27.3 28.2 27.0 28.0 28.14 1.25 welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(4) 2019 22 sample 1 (al) sample 2 (al+0,5% cnt) sample 3 (al+1% cnt) welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(4) 2019 23 sample 4 (al+0,5% c) fig. 5. macro and microstructure of coatings flame-sprayed with aluminum powder and powders on aluminum matrix with the addition of carbon nanotubes and carburite, digestion: hcl+hno3 welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(4) 2019 24 sample 1 (al) designation of the measurement area chemical composition, wt.% c o al spectrum 1 5.16 1.87 92.97 spectrum 2 6.09 1.41 92.51 spectrum 3 16.05 6.75 77.20 standard deviation 6.04 2.96 8.97 fig. 6. image of the structure of the coating flame-sprayed with an aluminum powder of the en aw 1000 series along with the selection of areas for which the chemical composition analysis was performed on a scanning electron microscope sample 2 (al+0,5% cnt) designation of the measurement area chemical composition, wt.% c al spectrum 1 17.03 82.97 spectrum 2 20.25 79.75 spectrum 3 7.42 92.58 standard deviation 6.67 6.67 fig. 7. image of the structure of the coating flame-sprayed with aluminum powder with the addition of nanocyl nc 7000 carbon nanotubes in the amount of 0.5 wt.% along with the selection of areas for which the chemical composition analysis was performed on a scanning electron microscope sample 3 (al+1% cnt) designation of the measurement area chemical composition, wt.% c al spectrum 1 6.30 93.70 spectrum 2 11.87 88.13 spectrum 3 33.05 66.95 standard deviation 14.11 14.11 fig. 8. image of the structure of the coating flame-sprayed with aluminum powder with the addition of nanocyl nc 7000 carbon nanotubes in the amount of 1 wt.% along with the selection of areas for which the chemical composition analysis was performed on a scanning electron microscope sample 4 (al+0,5%c) designation of the measurement area chemical composition, wt.% c al spectrum 1 4.38 95.62 spectrum 2 5.23 94.77 spectrum 3 59.76 40.24 standard deviation 31.73 31.73 welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(4) 2019 25 fig. 9. image of the structure of the coating flame-sprayed with aluminum powder with the addition of carburite in the amount of 0.5 wt.% along with the selection of areas for which the chemical composition analysis was performed on a scanning electron microscope hardness measurement scheme designation of the sample hardness hv 0.1 measurement point 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 average standard deviation sample 1 (al) 34.9 46.2 31.8 28.3 29.6 41.0 40.5 34.2 30.3 24.1 34.1 6.39 sample 2 (al+0,5% cnt) 58.8 30.6 39.4 41.2 49.4 33.7 46.1 48.1 38.3 37.3 42.3 7.95 sample 3 (al+1% cnt) 40.1 54.4 51.0 55.3 42.1 29.2 32.1 34.5 48.1 49.5 43.6 8.95 sample 4 (al+0,5% c) 27.5 40.1 34.2 41.1 31.6 34.9 31.8 33.7 36.8 41.2 35.3 4.29 fig. 10. the results of hv 0.1 hardness measurements on the cross section of coatings flame-sprayed with aluminum powder and powders on aluminum matrix with particles of carbonaceous materials fig. 11. comparison of the mean hardness of the cross-section and standard deviation for each tested coating results of the tests of coatings resistance to erosive wear the results of the relative resistance to erosive wear of coatings flame-sprayed with aluminum powder and powders on aluminum matrix with carbon nanotubes and carburite in the form of coal dust are presented in table vi and figure 12. h a rd n e ss h v 0 .1 sample 1 (al) sample 2 (al+0.5% cnt) sample 3 (al+1% cnt) sample 4 (al+0.5% c) welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(4) 2019 26 results of the tests of coatings resistance to abrasive wear the results of resistance to abrasive wear of the metal-mineral type of flame-sprayed coatings using powders on the aluminum matrix with the addition of carbon nanotubes and carburite were referred to the coating sprayed with aluminum powder without the addition of particles of carbonaceous materials and are shown in table vii and figure 13. table vi. list of results obtained during the erosion test according to astm g76-95 angle of incidence of the erodent, ° sample designation/ sample number mass loss 1), g volume loss, mm3 the speed of erosion, g/min resistance to erosive wear acc. to astm g76, 0.001mm3/g 90 sample 1 (al)/s1-90 0.0054 1.985 0.00068 0.12255 sample 2 (al+0,5% cnt)/s2-90 0.0117 4.301 0.00146 0.26552 sample 3 (al+1% cnt)/s3-90 0.0071 2.610 0.00089 0.16113 sample 4 (al+0,5% c)/s4-90 0.0064 2.353 0.00080 0.14524 30 sample 1 (al)/s1-30 0.0036 1.324 0.00045 0.08170 sample 2 (al+0,5% cnt)/s2-30 0.0066 2.426 0.00083 0.14978 sample 3 (al+1% cnt)/s3-30 0.0045 1.654 0.00056 0.10212 sample 4 (al+0,5% c)/s4-30 0.0039 1.434 0.00049 0.08851 notes: 1) average mass loss determined on the basis of three tests; erosion rate, g/min = mass loss of the sample, g: exposure time, min; resistance to erosive wear 0.001 mm3/g = volume loss of the sample, mm3: total mass of the erodent used in the test, g; density of the sprayed aluminum coating 2.72 g/cm3; weight of the used erodent 16.2 g; test time 8 min. table vii. list of results obtained during the abrasion resistance test according to astm g65 sample designation sample number mass before the test, g mass after the test, g mass loss, g average mass loss, g volume loss, mm3 relative 1) abrasion resistance sample 1 (al) s1-1 43,9675 43,8413 0,1262 0,1418 52,1324 1,00 s1-2 42,3855 42,2281 0,1574 sample 2 (al+0,5% cnt) s2-1 56,5170 56,3924 0,1246 0,1286 47,26103 1,10 s2-2 53,8604 53,7279 0,1325 sample 3 (al+1% cnt) s3-1 56,9638 56,8322 0,1316 0,1279 47,0221 1,11 s3-2 57,4587 57,3345 0,1242 sample 4 (al+0,5% c) s4-1 59,4423 59,3199 0,1224 0,1190 43,7500 1,19 s4-2 61,1152 60,9996 0,1156 notes: 1) relative to the sprayed aluminum coating without carbonaceous materials, the force exerted on the samples during the test was 130 n; volume loss, mm3 = mass loss, g: density, g/cm3 x 1000; density of the sprayed aluminum coating 2.72 g/cm3. discussion visual and metallographic examinations of coatings on the aluminum matrix of the en aw 1000 series reinforced with particles of carbon nanotubes nanocyl nc 7000 in quantities of 0.5 wt.% and 1 wt.% as well as carburite (elemental carbon) in an amount of 0.5 wt.%, flame-powder sprayed on a non-alloy structural steel of s235j0 grade showed that in the range of optimal process parameters it is possible to make coatings with an acceptable level of quality, characterized by proper adhesion of the coating’s material to the substrate, no delamination and uniform coating thickness over the entire surface. the outer surface of the coatings was characterized by a slight roughness, lack of porosity and cracks. during the powder flame spraying process, the carbonaceous materials added to the aluminum powder were not completely oxidized in the acetylene-oxygen flame. carbon nanotubes (melting point 4526 °c) and carburite (melting point 3550 °c) formed aluminum al-cx agglomerates in a gas flame, which due to high volume and lower heat source temperature than other thermal spraying methods (the acetylene-oxygen flame welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(4) 2019 27 temperature equals 3160 °c) passed into the coating in large quantities. the al-cx agglomerates partially melted and partially plastified in a gas flame collided with the substrate at high speed and thus formed a fragmented coating structure (fig. 6). powder flame spraying (pfs) in comparison with, for example, plasma spraying increases the probability of stopping the carburite and carbon nanotubes (cnts) in the coating of the aluminum matrix-sprayed composite. the presence of carbonaceous materials in powder sample designation/sample number a n g le o f in ci d e n ce o f th e e ro d e n t = 9 0 ° sample 1 (al)/s1-90 sample 2 (al+0.5% cnt)/s2-90 sample 3 (al+1% cnt)/s3-90 sample 4 (al+0.5% c)/s4-90 a n g le o f in ci d e n ce o f th e e ro d e n t = 3 0 ° sample 1 (al) /s1-30 sample 2 (al+0.5% cnt)/s2-30 sample 3 (al+1% cnt)/s3-30 sample 4 (al+0.5% c)/s4-30 welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(4) 2019 28 fig. 12. view of the surfaces of coatings which were flame-sprayed with powders on the aluminum matrix and aluminum reinforced with particles of carbon materials after the erosive wear test, comparison of the erosion effect on the sample surfaces for each of the tested angles of the erodent sample designation/sample number sample 1 (al)/s1-1 sample 1 (al)/s1-2 sample 2 (al+0.5% cnt)/s2-1 sample 2 (al+0.5% cnt)/s2-2 sample 3 (al+1% cnt)/s3-1 sample 3 (al+1% cnt)/s3-2 sample 4 (al+0.5% c)/s4-1 sample 4 (al+0.5% c)/s4-2 fig. 13. view of the surfaces of coatings which were flame-sprayed with powders on the aluminum matrix and aluminum reinforced with particles of carbon materials after the abrasive wear test of the metal-mineral type flame sprayed aluminum coatings is initially confirmed by microscopic metallographic examinations, which revealed the presence of carburite and carbon nanotubes on metallographic specimens, figure 5 – sample 2. the presence of carbonaceous materials can be observed throughout the cross-section of the coating, also at the outer surface. in the al-cx composite coatings, no cracks were found, only the presence of individual voids. tests carried out on a scanning electron microscope revealed the presence of individual areas composed of small inclusions of carbonaceous materials. in the case of coatings sprayed with aluminum powder with the addition of 0.5 wt.% carbon nanotubes (cnts) it was found that they can contain areas which can reach up to 20.25 wt.% of carbon (fig. 7), and in the case of aluminum coatings containing 1% of carbon nanotubes (cnt), the carbon content in the investigated areas was up to 33.05 wt.% (fig. 8). in contrast, the coating made using aluminum powder with an admixture of 0.5 wt.% carburite contained areas in which the carbon content was almost 3 times higher than in the coating sprayed with aluminum powder welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(4) 2019 29 with the addition of 0.5 wt.% nanotubes (cnt) (fig. 9). in the aluminum coating without the addition of carbonaceous materials, the presence of carbon and oxygen was also found (fig. 6). the proportional small share of carbon in the aluminum coating may be caused by the ease of thermal decomposition of acetylene in the gas flame as well as by the physicochemical properties of unsaturated hydrocarbons [16]. acetylene dissociates into active carbon atoms (acetylene black, characterized by high purity) and a hydrogen molecule. the proportion of oxygen in the aluminum coating is the result of the oxidation of aluminum particles in the gas flame and the atmosphere. the addition of carbonaceous materials to the aluminum powder causes the carbon to bind the oxygen, hence its presence has not been recorded in composite coatings with an aluminum matrix reinforced with carburite and carbon nanotubes (cnt). measurement of the hardness of coatings which were flame-sprayed with powders on the aluminum matrix, made on the external surface and cross-section showed that the addition of carbon nanotubes in an amount of 0.5 wt.% and 1 wt.%, compared to the aluminum reference coating (34.1 hv0.1), increases the average hardness of the surface layer by 8.2 and 9.5 hv 0.1, respectively. admixture of 0.5 wt.% carburite for aluminum powder does not significantly increase the hardness of the coating (fig. 11). the study of erosive wear resistance has shown that the addition of carbonaceous materials to aluminum powder does not increase the erosive resistance of flame-powder sprayed coatings. aluminum coatings with the addition of carbon nanotubes, both for large and small angles of incidence of the erodent, showed greater erosive wear than aluminum coatings with carburite particles, and much larger than the aluminum coating without admixtures. it was observed that aluminum coatings flame-sprayed using powders with and without the participation of particles of carbonaceous materials have a greater relative resistance to erosive wear for a smaller incidence angle of the erodent (table vi). the highest resistance to abrasive wear of the metal-mineral type was characterized by a coating which was flame-sprayed with aluminum powder with an admixture of carburite. the abrasion resistance of this coating was 19% greater than the resistance of aluminum coating. aluminum coatings with the addition of carbon nanotubes in an amount of 0.5 wt.% and 1 wt.%, compared to the aluminum coating, were characterized by a higher relative abrasion resistance by 10% and 11%, respectively (table vii). the possible reason for the wear reduction due to abrasion of the surface layer of coatings containing carbonaceous materials could be the increased slippage of ceramic abrasive particles against the metal. conclusions analysis of the obtained test results concerning the comparison of the properties of coatings f lamesprayed with powders on the aluminum matrix of the en aw 1000 series reinforced with nanocyl nc 7000 carbon nanotube particles in an amount of 0.5 wt.% and 1 wt.% and carburite (elemental carbon) in an amount of 0.5 wt.%, with the properties of a coating sprayed with aluminum powder without the addition of carbonaceous materials, allows to formulate the following conclusions: 1. there is a possibility of powder flame spraying of high quality coatings, which aluminum matrix contains a small addition of particles of carbonaceous materials. 2. in a coating which was flame-sprayed using aluminum powder with the addition of carburite, areas where the proportion of carbon reached 60% were found, while in the coating sprayed with aluminum powder with the addition of carbon nanotubes in the amount of 1 wt.% the area in which the carbon content was approx. 33% was found. 3. addition of carbon nanotubes to aluminum powder leads to an increase in the hardness of flamesprayed coatings by approx. 10 hv 0.1. 4. aluminum coatings containing even a small amount of carbon nanotubes or carburite particles show, for both large and small erodent incidence angles, lower resistance to erosive wear than a coating flamesprayed with aluminum powder without any additives. 5. powder flame sprayed coatings on aluminum matrix reinforced with particles of carbonaceous materials, in the form of carbon nanotubes and carburite, as compared to aluminum coating, show 10 to 20% more resistance to abrasive wear of metal-mineral type.. references 1. kelly a. composite materials after seventy years. j. mater. sci., 2006, 41, 905–912. [crossref] 2. rawal s. metal-matrix composites for space applications. jom, 2001, 53(4), 14–17. [crossref] 3. shelly j. s., leclaire r., nichols j. metal-matrix composites for liquid rocket engines. jom, 2001, 53(4), 18–21. [crossref] https://link.springer.com/article/10.1007/s10853-006-6569-9 https://link.springer.com/article/10.1007/s11837-001-0139-z https://link.springer.com/article/10.1007/s11837-001-0140-6 welding technology review – www.pspaw.pl vol. 91(4) 2019 30 4. takashi i. overview of trends in advanced composite research and applications in japan. adv. compos. mater., 2006, 15(1), 3–37. [crossref] 5. bokobza l. multiwall carbon nanotube elastomeric composites: a review. polymer, 2007, 48, 4907–4920. [crossref] 6. curtin w. a., sheldon b. w. cnt-reinforced ceramics and metals. mater. today, 2004, november, 44–49. [crossref] 7. white a. a., best s. m., kinloch i. a. a finite element study of crack behavior for carbon nanotube reinforced bone cement. appl. ceram. technol., 2007, 4(1), 1–13. [crossref] 8. bakshi s. r., singh v., balani k., graham mccartney d., seal s., agarwal a. carbon nanotube reinforced aluminum composite coating via cold spraying. surface & coating technology, 2008, 202, 5162-5169. [crossref] 9. keshri a. k., balani k., bakshi s. r., singh v., laha t., seal s., agarwal a. structural transformations in carbon nanotubes during thermal spray processing. surface & coating technology 2009, 203, 2193-2201. [crossref] 10. czupryński a. properties of al2o3/tio2 and zro2/cao flame-sprayed coatings. materiali in tehnologije / materials and technology 2017, 51 (1), 205-212. [hyperlink] 11. czupryński a., górka j., adamiak m., tomiczek b. testing of flame sprayed al2o3 matrix coatings containing tio2. arch. metal. mater., 2016, 61(3), 1363-1370. [crossref] 12. czupryński a., górka j., adamiak m. examining properties of arc sprayed nanostructured coatings, metalurgija, 2016, 55(2), 173-176. [hyperlink] 13. chmielewski t., chmielewski m., siwek p. natryskiwanie łukowe powłok fe-al. welding technology review 2018, vol. 90(3), 62-67. [crossref] 14. laha t., agarwal a., mckechnie t., seal s. synthesis and characterization of plasma spray formed carbon nanotube reinforced aluminum composite. mater. sci. engineering. a 381, 2004, 249–258. [crossref] 15. http://www.sciteex.com.pl/metallisation/. 16. gaskell d. r. introduction to the thermodynamics of materials, 4th ed., taylor & francis, new york, 2003. [hyperlink] © 2019 by the authors. submitted for possible open access publication under the terms and conditions of the creative commons attribution (cc by) license (http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/). https://www.tandfonline.com/doi/abs/10.1163/156855106776829383 https://www.sciencedirect.com/science/article/pii/s0032386107006258 https://www.sciencedirect.com/science/article/pii/s1369702104005085 https://www.scirp.org/journal/paperinformation.aspx?paperid=36185 https://www.sciencedirect.com/science/article/abs/pii/s0257897208004088?via%3dihub https://www.sciencedirect.com/science/article/abs/pii/s0257897209000875?via%3dihub http://mit.imt.si/revija/izvodi/mit172/czuprynski.pdf https://www.degruyter.com/downloadpdf/j/amm.2016.61.issue-3/amm-2016-0224/amm-2016-0224.pdf https://pdfs.semanticscholar.org/2ad4/ce195922840d6f9997afd6191b7d5f4acdbf.pdf http://www.pspaw.pl/index.php/pspaw/article/view/871 https://www.sciencedirect.com/science/article/abs/pii/s0921509304003739?via%3dihub https://www.scirp.org/(s(czeh2tfqyw2orz553k1w0r45))/reference/referencespapers.aspx?referenceid=857621 ps 5 2016 www.pdf 10 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 spawanie to nie wszystko zabezpieczenie antykorozyjne spawanych konstrukcji  stalowych – kontrola i badania the welding it is not all corrosion protection of welding steel contruction – inspection and testing streszczenie w artykule wskazano na konieczność właściwego traktowania elementu trwałości konstrukcji spawanych, jakim jest zabezpieczenie antykorozyjne. wskazano na dokumenty zawierające wymagania w zakresie ochrony antykorozyjnej konstrukcji. zwrócono uwagę na konieczność przestrzegania tychże wymagań na wszystkich etapach wytwarzania konstrukcji począwszy od projektowania, a kończąc na nałożeniu zabezpieczenia antykorozyjnego. omówiono procesy projektowania, przygotowania powierzchni, nakładania powłok antykorozyjnych oraz kontroli procesu na poszczególnych etapach jej wykonania. artykuł w szczególności zwraca uwagę na bezwzględną konieczność spełnienia wymagań w zakresie kwalifikacji i kompetencji personelu antykorozji. słowa kluczowe: zabezpieczenie antykorozyjne; konstrukcje stalowe; korozja; specyfikacja elementu abstract in the paper present necessity of correct treat the welding construction with respect to durability given by corrosion protection. its present the documents contain requirements in scope of corrosion protection of construction. its note for necessity to follow mentioned rules in each stage of manufacture steel construction start from design to finish with application of corrosion protection. description of design process, surface preparation, application and process control in particular stages is described. the paper especially pay attention for strictly request to fulfil the requirements in scope of qualification and competence corrosion protection personnel. keywords: corrosion protection; steel constructions; corrosion; component specification wstęp zaprojektowanie i wykonanie konstrukcji stalowej zdolnej do użytkowania w środowisku o określonej kategorii korozyjności, przez określony czas to zadanie złożone i niełatwe. oprócz wyliczeń wytrzymałościowych należy w projekcie uwzględnić wymagania dotyczące jej wykonania, wraz z ograniczeniami wynikającymi z procesu spawania. dla zapewnienia oczekiwanej trwałości konstrukcji w procesach projektowania i wykonania musimy jeszcze uwzględnić bardzo ważny element, a mianowicie zabezpieczenie antykorozyjne. by spełniło ono swoją funkcję musi być spełnionych kilka warunków. już na etapie założeń projektowych powinien zostać dokonany wybór rodzaju zabezpieczenia antykorozyjnego. w procesie projektowania należy uwzględnić specyficzne wymagania, jakie są niezbędne, by możliwe jerzy kozłowski, jakub kozłowski było prawidłowe jego nałożenie. wyzwaniem jest również sam proces nakładania powłok antykorozyjnych począwszy od zapewnienia właściwych warunków środowiskowych, poprzez monitorowanie właściwego przebiegu nakładania powłok, a na badaniach wykonanych powłok kończąc. podobnie jak proces spawania tak proces antykorozji zaliczany jest do procesów specjalnych w całym cyklu wytwarzania konstrukcji. korozja, a trwałość konstrukcji stalowych przez pojęcie „korozja” rozumiemy fizykochemiczne oddziaływanie między środowiskiem i metalem, w którego mgr inż. jerzy kozłowski – slv-gsi polska sp. z o.o.; mgr inż. jakub kozłowski – politechnika częstochowska. autor korespondencyjny/corresponding author: kuba.kozlowski@o2.pl przeglad welding technology review 11przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 wyniku powstają zmiany we właściwościach metalu, które mogą prowadzić do znaczącego pogorszenia funkcji metalu, środowiska lub układu technicznego, którego są częściami [1]. procesy korozyjne zachodzą wówczas, gdy środowisko, w którym znajduje się metal zawiera czynniki korozyjne: chemiczne (kwasy, zasady, chlorki, substancje utleniające); mechaniczne (naprężenia, przepływ medium, prądy błądzące), biologiczne (mikroorganizmy), itp. korozja zachodzi zarówno w środowiskach naturalnych takich jak atmosfera, woda, ziemia, jak i w środowiskach związanych z działalnością człowieka (roztwory powstające w związku z działalnością przemysłową i bytową). najważniejszym skutkiem korozji jest ubytek masy metalu poprzez przekształcenie się jej w produkty korozji. istotnym staje się utrata użyteczności konstrukcji ze względu na obniżenie jej wytrzymałości. efekt ten może wystąpić już przy niewielkich, w stosunku do całej konstrukcji, ubytkach korozyjnych np. w przypadku korozji wżerowej lub korozji naprężeniowej. ponadto korozja powodując znaczne uszkodzenia konstrukcji, ma ogromne skutki ekologiczne oraz stanowi zagrożenie dla gospodarki i środowiska. z powyższego wynika, że korozja to proces znacznie obniżający trwałość konstrukcji. z drugiej zaś strony – przewidywana trwałość jest jedną z zasadniczych danych wejściowych do projektowania konstrukcji. przy czym „trwałość” – należy w tym wypadku rozumieć, jako przydatność konstrukcji dla określonego lub długiego czasu użytkowania, bez utraty właściwości użytkowych lub jej osłabienia przy założonych w projekcie warunkach eksploatacji. trwałość konstrukcji zależy od jej zastosowania, warunków ekspozycji i wszystkich, zastosowanych środków ochrony przed korozją (np. powłoki malarskie, cynkownie ogniowe, powłoki nanoszone poprzez natryskiwanie cieplnie, powłoki duplex). ze względu na to, że nie ma bezpośredniej metody badania trwałości, ocenia się ją pośrednio, sprawdzając wymagania dotyczące zabezpieczenia powierzchni elementu z warunkami jego ekspozycji. ważność procesu zabezpieczenia antykorozyjnego powinna wymuszać na wykonawcach, by był on prowadzony we właściwych warunkach i nadzorowany przez kompetentny personel. wymagania dla zabezpieczenia  antykorozyjnego konstrukcji jak przedstawiono w powyższym akapicie, zabezpieczenie antykorozyjne konstrukcji stalowych to niezmiernie ważny element ich trwałości i niezawodnej eksploatacji. wymagania dla zabezpieczenia antykorozyjnego konstrukcji znajdziemy między innymi: – dla konstrukcji stalowych – w serii norm en iso 12944[2]. normy zawierają wymagania odnośnie klasyfikacji środowisk korozyjnych, projektowania, przygotowania powierzchni, systemów ochronnych, laboratoryjnych metod badań, wykonywania i nadzoru prac malarskich oraz opracowania dokumentacji. – dla konstrukcji budowlanych w pn-en 1090[3]. wykonanie konstrukcji stalowych i aluminiowych w jej pierwszej części „zasady oceny zgodności elementów konstrukcyjnych”. w punkcie 4 dotyczącym wymagań dla elementów konstrukcji, odnosząc się do trwałości norma nakazuje, by wszystkie wymagania dotyczące zabezpieczenia przed korozją określone zostały w specyfikacji elementu. w części 2 normy dotyczącej wymagań technicznych, w rozdziale 10 określono wymagania dotyczące przygotowania powierzchni elementów do nakładania powłok malarskich lub innych, po wytworzeniu elementu konstrukcji. przywołana jest również konieczność uwzględnienia w specyfikacji wyrobu wymogów dotyczących zastosowania konkretnego systemu powłok antykorozyjnych. – dla konstrukcji offshore w normie norsok m501[4]. norma określa wymagania dla wszystkich etapów procesu antykorozji począwszy od przygotowania powierzchni, a na kontroli i badaniach kończąc; – dla konstrukcji mostowych – w „zaleceniach do wykonywania i odbioru antykorozyjnych zabezpieczeń konstrukcji stalowych drogowych obiektów mostowych” [5]; – dla konstrukcji napowietrznych linii elektroenergetycznych – w wytycznych firm np. tauron [6], pse operator [7]. wytyczne dla procesu antykorozji powinny obejmować wszystkie jej etapy począwszy od projektowania konstrukcji, poprzez dobór najbardziej odpowiedniego systemu antykorozyjnego, przygotowanie powierzchni, nakładanie powłok, kontrole i badania na każdym etapie procesu, a na wymaganiach dotyczących przeglądów i renowacji systemu powłokowego kończąc. ze względu na swą ważność dla eksploatacji konstrukcji, powinny być opracowywane przez osoby posiadające odpowiednie kwalifikacje i doświadczenie. projektowanie konstrukcji,  a zabezpieczenie antykorozyjne skuteczne zabezpieczenie antykorozyjne konstrukcji rozpoczyna się już na etapie projektowania konstrukcji. projekt powinien zapewniać, że konstrukcja jest odpowiednia dla wyznaczonej jej funkcji, ma wymaganą stabilność, wytrzymałość i trwałość oraz akceptowalny koszt wytworzenia i zadowalający pod względem estetycznym wygląd. konstrukcja powinna być zaprojektowana tak by możliwe było właściwe przygotowanie powierzchni, nałożenie powłok, nadzór nad eksploatacją i renowację po założonym czasie użytkowania. na etapie projektowania należy, na podstawie zakładanego okresu trwałości konstrukcji i kategorii korozyjności środowiska w miejscu jej zainstalowania, określić: – rodzaj systemu antykorozyjnego (np. powłoki malarskie, cynkowanie ogniowe, natryskiwanie cieplne, system duplex); – parametry systemu (liczba warstw, grubość poszczególnych warstw i grubość całkowita, wymagania jakościowe powłoki); – wszystkie inne niezbędne informacje, by zabezpieczenie to było możliwe do wykonania. koniecznym jest również określenie dopuszczalnego stopnia skorodowania materiałów użytych do budowy konstrukcji, rodzaju i parametrów dla czyszczenia powierzchni przed nałożeniem powłok, metod nakładania powłok, miejsca nakładania (wytwórnia, budowa), wymagań jakościowych dla wykonanego zabezpieczenia. we właściwym, pod względem antykorozyjnym, zaprojektowaniu konstrukcji pomocne są wymagania przedstawione w normach en iso 12944-3[2], en iso 14713[8]. en iso 12944-3 zawiera zasady projektowania konstrukcji pokrywanych powłokami malarskimi w stosunku do np.: – dostępności dla celów nakładania, kontroli i renowacji ochronnego systemu malarskiego; – postępowania z wąskimi szczelinami; – unikania ukształtowań powierzchni sprzyjających gromadzeniu się wody; 12 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 – niedokładności spoin (pęcherzy, kraterów rozprysków); – elementów skrzynkowych i elementów z pustymi przestrzeniami; – uwzględnienia potrzeb w zakresie transportu i montażu. w swych załącznikach podaje prawidłowe rozwiązania projektowe. wymagania dla powłok cynkowych i aluminiowych uzyskiwanych za pomocą cynkowania ogniowego i natryskiwania cieplnego zawiera en iso 14713[8]. oprócz wymagań sugeruje rozwiązania projektowe, by nałożone powłoki były skuteczne w zakresie ochrony antykorozyjnej. zaleca np.: – konieczność unikania zamkniętych szczelnie przestrzeni ze względu na możliwość wybuchu podczas cynkowania; – wykonywanie otworów technologicznych dla ułatwienia dopływu i odpływu stopionego cynku; – wykonywanie otworów odpowietrzających dla zapobieżenia powstawaniu tzw. kieszeni powietrznych, a w ich konsekwencji obszarów niedocynkowanych; – dążenie do symetryczności konstrukcji i unikanie dużych różnic w grubościach ścian lub przekrojach wyrobu dla minimalizacji naprężeń wewnętrznych będących przyczyną odkształceń i/lub pęknięć konstrukcji podczas cynkowania; – wskazuje potrzebę przedyskutowania procesu spawania również ze specjalistami od cynkowania zanurzeniowego w celu zminimalizowania występujących naprężeń. należy pamiętać, że temperatura kąpieli cynkowniczej, w której zanurzamy konstrukcję to ok. 450 °c. koniecznym zatem jest, by projektanci konstrukcji mieli odpowiednią wiedzę również w zakresie antykorozji lub mieli możliwość konsultacji z osobami kompetentnymi w tym zakresie. opracowany projekt powinien zostać również zweryfikowany przez kompetentnego i doświadczonego inspektora ochrony antykorozyjnej. kompetencje i doświadczenie inspektora powinny być określone w wymaganiach dla projektu. tylko taki tryb postępowania może zapewnić skuteczną ochronę antykorozyjną konstrukcji. przygotowanie powierzchni  do nakładania powłok antykorozyjnych wymagania przygotowanie powierzchni przed nakładaniem powłok antykorozyjnych to jeden z zasadniczych etapów mających wpływ na późniejszą jakość powłoki. wybór stopnia przygotowania uzależniony jest od wymagań systemu powłokowego, korozyjności środowiska, w którym konstrukcja będzie użytkowana, możliwości wykonania danej metody czyszczenia w zestawieniu ze stopniem przygotowania. proces przygotowania powinien być, co do wymagań, zdefiniowany poprzez przywołanie klas i stopni, zgodnie z wymaganiami zawartymi w odpowiednich normach przedmiotowych. między innymi określić należy: – dopuszczalny stopień skorodowania materiałów przed ich czyszczeniem (a, b, c, d), oraz stopnie czystości powierzchni po czyszczeniu (np. sa1, sa2, sa 2½, sa3) – patrz en iso 8501-1[9]; – stopień przygotowania spoin, krawędzi i innych obszarów z wadami powierzchni (p1, p2, p3) – patrz en iso 8501-3 [10]; – parametry profilu powierzchni uzyskanego po czyszczeniu strumieniowo-ściernym (drobnoziarnisty, pośredni, gruboziarnisty) – patrz norma en iso 8503-2[11]; – stopnie pozostałej ilości kurzu (stopnie od 1 do 5) – patrz en iso 8502-3[12]; – dopuszczalną ilość pozostałych soli rozpuszczalnych w wodzie, pozostających na powierzchni – patrz en iso 8502-6;-9[12]. kontrola i metody badań do stwierdzenia czy rzeczywisty stan przygotowanej powierzchni odpowiada wymaganiom postawionym w specyfikacji dla zabezpieczenia antykorozyjnego i/lub kartach technicznych materiałów malarskich, należy przeprowadzić odpowiednie badania. badania powinny być przeprowadzone przez kompetentny i doświadczony personel. badania przygotowania powierzchni powinien również wykonać inspektor antykorozji działający np. w imieniu inwestora. w trakcie badań należy określić spełnienie wymagań w zakresie: – wymaganego stopnia skorodowania powierzchni przed operacją czyszczenia, na podstawie wzorców fotograficznych zawartych w en iso 8501-1[9]. norma przewiduje cztery stopnie skorodowania – a, b, c, d. przy czym stopień a to powierzchnia stalowa w znacznym stopniu pokryta mocno przylegającą zendrą, stopień d to powierzchnia stalowa, na której zendra całkowicie przekorodowała i gołym okiem widoczne są wżery korozyjne w podłożu; – wymaganego stopnia czystości powierzchni po czyszczeniu, określanego również na podstawie wzorców fotograficznych. w en iso 8501-1[9] znajdują się wzorce dla stopni po obróbce strumieniowo-ściernej (sa1,sa2, sa2½, sa3), po czyszczeniu narzędziem ręcznym (st2 i st3), czyszczeniu płomieniowym (fl). przy czym stopień sa1 – to obróbka zgrubna, a stopień sa3 to powierzchnia o jednolitej barwie metalicznej; rys. 1. wzorce g i s fig. 1. comparators g and s rys. 2. zastosowanie wzorca fig. 2. comparator procedure 13przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 rodzaj wady stopnie przygotowania opis ilustracja p1 p2 p3 1.1 rozprysk spawalniczy na powierzchni nie powinno być żadnego luźnego rozprysku spawalniczego a na powierzchni nie powinno być żadnego luźnego i słabo przylegającego rozprysku (patrz a i b). może pozostać rozprysk jak w c na powierzchni nie powinno być żadnego rozprysku spawalniczego 1.2 łuska /profil spoiny brak przygotowania powierzchnię należy obrobić (np. metodą szlifowania), aby usunąć wszystkie nieregularne i ostre krawędziowe profile powierzchnię całkowicie obrobić tj. wygładzić 2.3 krawędzie cięte na gorąco na powierzchni nie powinno być żużla i luźnej zgorzeliny żadna z części krawędzi nie powinna mieć nieregularnego profilu powierzchnię cięcia należy usunąć, a krawędzie zaokrąglić do promienia nie mniejszego niż 2 mm – wymaganego stopnia przygotowania spoin, krawędzi i innych obszarów z wadami powierzchni. oceny dokonuje się na podstawie oględzin i porównania z wymaganiami zawartymi w en iso 8501-3[10] (przykłady tabl. i); – uzyskania wymaganego profilu powierzchni. profil powierzchni ocenia się za pomocą wzorców porównawczych. w zależności od użytego ścierniwa do oceny należy zastosować: wzorzec g (grit) – dla ścierniwa ostrokątnego, wzorzec s (shot) dla ścierniwa kulistego (rys. 1 i 2). umieszczamy odpowiedni wzorzec, g lub s (rys. 1), na badanej powierzchni (rys. 2) i kolejno porównujemy ją wzrokowo (w razie potrzeby z użyciem szkła powiększającego) z segmentami wzorca. określenie profilu powierzchni można również zrealizować za pomocą urządzeń do pomiaru chropowatości powierzchni (przykład rys. 3). tablica i. przykłady wad w zależności od wymaganego stopnia przygotowania powierzchni table i. examples of defects according to the degree of surface preparation rys. 3. chropowatościomierz fig. 3. surface roughness tester rys. 4. badanie metodą bresle’a fig. 4. test on bresle’a 14 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 – dopuszczalnego stopnia pozostałej ilości kurzu. badanie to można przeprowadzić według postanowień en iso 8502-3[12] za pomocą taśmy samoprzylepnej. odcinek przeźroczystej taśmy przyklejamy na badanej powierzchni, dociskamy kciukiem lub specjalnym wałkiem obciążonym sprężyną. po oderwaniu taśmy przyklejamy ją na płytę obrazową i porównując wzrokowo powierzchnię taśmy z wzorcami zamieszczonymi w ww. normie. na tej podstawie ocenimy stopień ilości kurzu (od 1 do 5) oraz klasę wielkości cząstek kurzu (od 0 do 5 przy czym „0” to cząstki niewidoczne przy powiększeniu 10x, „5” – to cząstki o średnicy ponad 2,5 mm). – dopuszczalnego poziomu pozostałej ilości soli rozpuszczalnych w wodzie. badanie to można przeprowadzić np. metodą bresle’a, w oparciu o wymagania en iso 85026 i-9[12] (patrz rys. 4). na badanej powierzchni umieszczamy samoprzylepną celkę. do jej komory wstrzykujemy rozpuszczalnik (woda destylowana), a następnie ją odciągamy. czynność tę powtarzamy, wg en iso 8502-9 dziesięć razy, po czym dokonujemy pomiaru przewodnictwa rozpuszczalnika za pomocą konduktometru. wymagany poziom powinien być określony w specyfikacji zabezpieczenia. przedstawione metody to przykłady badań jakie są możliwe do zastosowania przy ocenie przygotowania powierzchni przed nałożeniem powłok antykorozyjnych. by dokonać najbardziej racjonalnego wyboru metody wymagana jest wiedza i doświadczenie osób prowadzących badania i kontrole. nakładanie i kontrola powłok prace związane z nakładaniem powłok malarskich muszą być nadzorowane na wszystkich etapach. za nadzór odpowiedzialny jest wykonawca powłok. oczywiście celowym również jest nadzór prowadzony ze strony zleceniodawcy. jeśli przewidziane do zastosowania wyroby lakierowe nie są znane wykonawcy, powinien on skonsultować się z ich producentem. zakres nadzoru powinien zależeć od rodzaju i znaczenia konstrukcji, rodzaju nakładanej powłoki i przewidzianego okresu trwałości konstrukcji. podczas wykonywania prac powinno się zadbać o to, by na prace nie miały wpływu czynniki zewnętrzne mogące wpłynąć na pogorszenie właściwości powłok. najniższa i najwyższa dopuszczana temperatura oraz wilgotność względna powietrza przy nakładaniu powłok powinna spełniać wymagania zawarte w kartach technicznych farb. ponadto temperatura otoczenia i elementu nie powinna być niższa niż 3 °c powyżej temperatury punktu rosy, a wilgotność względna nie powinna przekraczać 80%. parametry te należy kontrolować i dokumentować w trakcie całego procesu. nadzorowi podlega również sposób przygotowania materiałów malarskich oraz technika ich nakładania. należy przestrzegać zasad np. wykonywania tzw. wyprawek malarskich, wymalowań wzdłuż krawędzi pasów ok. 25 mm (patrz np. wymagania en 1090-2 f.6.1 [3]), regularnego pomiaru grubości „na mokro” w celu uzyskania pewności uzyskania grubości nominalnej, przestrzeganie przerw miedzy nakładaniem poszczególnych warstw. wykonane, gotowe powłoki antykorozyjne podlegają kontroli i badaniom, których zakres oraz sposób prowadzenia powinien być określony w specyfikacji wyrobu. najczęściej stosowane metody kontroli powłok to: ocena wzrokowa pod względem jednolitości barwy i obecności wad (zmarszczenie, kraterowanie, spękanie, zacieki, pęcherze powietrza itp.); pomiar grubości powłoki (patrz en iso 2808[13], en iso 19840[14]), pomiar przyczepności powłoki (patrz en iso 2409[15] oraz en iso 4624[16]). w przypadku wykrycia niezgodności koniecznym jest wdrożenie działań naprawczych. jak wynika z przywołanych elementów procesu nakładania oraz kontroli wykonanych powłok, jest to kolejny duży obszar wiedzy, jaki musi posiadać personel wykonujący i nadzorujący prace antykorozyjne. personel i jego kwalifikacje en iso 12944-7[2] już w punkcie dotyczącym warunków wstępnych dla wykonania prac malarskich wymaga by „firmy zawierające umowy na nakładanie ochronnych systemów malarskich na konstrukcje stalowe, i ich personel, powinny być zdolne do wykonania tych prac w sposób prawidłowy i bezpieczny. prace wymagające szczególnej staranności powinny być wykonywane jedynie przez personel mający kwalifikacje potwierdzone przez upoważnioną instytucję, pod warunkiem, że strony nie uzgodniły inaczej”. podobne zapisy dotyczące kompetencji personelu mającego wpływ, na jakość wyrobu znajdziemy w en iso 9001[17] czy en 1090-1[3]. personel zaangażowany w nadzór nad wykonaniem powłok, kontrolę prawidłowości wykonanych powłok powinien mieć odpowiednie kwalifikacje i powinien być szkolony w zakresie prowadzonych prac. wiedza personelu powinna obejmować zakres między innymi: przygotowania powierzchni do nałożenia powłok; rodzajów materiałów powłokowych oraz wymagań dla ich zastosowania, przechowywania i przygotowania materiałów powłokowych do użycia; właściwych warunków środowiskowych dla nakładania powłok; kontroli procesu w czasie nakładania powłok; kontroli i badań wykonanych powłok; wad występujących w powłokach i ich przyczyn; prowadzenia dokumentacji związanej z dokumentowaniem warunków i przebiegu procesu jak również kontroli i badań wykonanych powłok. by takowa wiedzę zdobyć konieczne jest kierowanie personelu na dobre merytorycznie szkolenia. niestety w wielu organizacjach kształcenie personelu pozostaje na poziomie krótkiego, kilkugodzinnego szkolenia, przeprowadzonego przez przedstawiciela wytwórcy farb skupiające się raczej na reklamie własnych wyrobów lakierniczych, niż na przekazywaniu wiedzy z antykorozji. szkolenia takie dają poza wystawionym świadectwem, tylko złudzenie pełnego zapoznania się z procesem. na runku polskim mamy niestety niewiele szkoleń dających szeroką wiedzę z dziedziny antykorozji. należy tu wymienić 3-stopniowy kurs „projektowanie i nadzór nad wykonywaniem zabezpieczeń antykorozyjnych na konstrukcjach stalowych” prowadzony przez instytut badawczy dróg i mostów. z uznanych na rynku międzynarodowym kursów należy wymienić norweskie frosio oraz amerykańskie nace. w wielu wypadkach, np. wymagania imo (międzynarodowa organizacja morska), to tylko inspektorzy z certyfikatami frosio lub nace mogą nadzorować prace antykorozyjne zbiorników balastowych statków, konstrukcji offshorowych itp. trudnościami w dostępności tych kursów jest niestety wysoka cena oraz język angielski, w którym prowadzone są wykłady i egzamin. część z tych przeszkód w ostatnim czasie została na polskim rynku pokonana. w lutym br. odbył się pierwszy w polsce kurs frosio prowadzony w języku polskim. również w języku polskim prowadzony był egzamin. organizatorem kursu jest slv duisburg (jednostka dopuszczona przez frosio do prowadzenia szkoleń) przy współudziale z slv-gsi polska, a kolejne edycje szkolenia mają odbywać się w sposób cykliczny. 15przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 literatura [1] pn-en iso 8044:2002 korozja metali i stopów. podstawowe terminy i definicje. [2] pn-en 12944-1÷8 – farby i lakiery – ochrona przed korozją konstrukcji stalowych za pomocą ochronnych systemów malarskich. części 1 do 8. [3] pn-en 1090-1,-2:2012 wykonanie konstrukcji stalowych i aluminiowych. [4] norsok m501:2012 przygotowanie powierzchni i powłoki ochronne [5] zalecenia do wykonywania i odbioru antykorozyjnych zabezpieczeń konstrukcji stalowych drogowych obiektów mostowych. załącznik do zarządzenia nr 15 generalnego dyrektora dróg krajowych i autostrad z dnia 8.03.2006 [6] tauron – wytyczne nr 2/2/b/2012 w sprawie standaryzacji wymagań technicznych dla zabezpieczeń antykorozyjnych napowietrznych elektroenergetycznych konstrukcji stalowych. załącznik nr 3 do zarządzenia nr 7/2012. kraków 01. 2012 [7] specyfikacje techniczne po-te-3-p. wymagania techniczne pse-operator s.a. dotyczące zabezpieczeń antykorozyjnych konstrukcji stalowych i stalowych ocynkowanych. warszawa 06.2008 [8] pn-en iso 14713-1-2:2010 powłoki cynkowe wytyczne i zalecenia dotyczące ochrony przed korozją konstrukcji ze stopów żelaza. części 1, 2. [9] pn-en iso 8501-1:2008 przygotowanie podłoży stalowych przed nakładaniem farb i podobnych produktów – wzrokowa ocena czystości powierzchni część 1: stopnie skorodowania i stopnie przygotowania niezabezpieczonych podłoży stalowych oraz podłoży stalowych po całkowitym usunięciu wcześniej nałożonych powłok. podsumowanie aby zapewnić prawidłową pracę konstrukcji nie wystarczy jej tylko właściwie pod względem wytrzymałościowym zaprojektować i wykonać, najczęściej z wykorzystaniem procesów spawalniczych. koniecznym jest również uwzględnienie wymagań wynikających z warunków dla wykonania skutecznego zabezpieczenia antykorozyjnego. ze względu na to, że powłoki antykorozyjne mają bezpośrednie przełożenie na trwałość konstrukcji, niedopuszczalnym staje się więc pominięcie wymagań dotyczących zabezpieczenia antykorozyjnego w specyfikacji wyrobu i procesie jego wytwarzania. powyższe opracowanie odnosi się tylko do niektórych zagadnień związanych z problemem zabezpieczenia antykorozyjnego spawanych konstrukcji stalowych. elementem wspólnym dla wszystkich etapów procesu ochrony antykorozyjnej konstrukcji jest kompetentny i doświadczony personel. niestety często spotykane jest pobieżne traktowanie tematu zabezpieczenia antykorozyjnego konstrukcji zarówno w wymaganiach stawianych przez zamawiających, jak również w projektach konstrukcji, a na wykonaniu i badaniach kończąc. spotykane zapisy sugerują wprost, że ich autorom brak kompleksowej wiedzy w zakresie zabezpieczeń antykorozyjnych. ignoruje się również fakt, że tylko kompetentny personel, posiadający wiedzę i doświadczenie w zakresie antykorozji, jest w stanie zapewnić właściwe zaprojektowanie, wykonanie, nadzór i ocenę jakości wykonanych powłok. temu podejściu sprzyja brak obligatoryjnych wymagań dla wytwórców konstrukcji, dotyczących posiadania kompetentnego personelu o określonym poziomie wykształcenia antykorozyjnego. świadomość w tym zakresie pojawia się najczęściej dopiero w wyniku reklamacji klienta dotyczącej niewłaściwego wykonania powłok antykorozyjnych. [10] pn-en iso 8501-3:2008 przygotowanie podłoży stalowych przed nakładaniem farb i podobnych produktów – wzrokowa ocena czystości powierzchni – część 3: stopnie przygotowania spoin, krawędzi i innych obszarów z wadami powierzchni. [11] pn-en iso 8503-2:2012 przygotowanie podłoży stalowych przed nakładaniem farb i podobnych produktów. charakterystyki chropowatości powierzchni podłoży stalowych po obróbce strumieniowo-ściernej. część 2: metoda stopniowania powierzchni stalowych po obróbce strumieniowościernej. sposób postępowania z użyciem wzorca [12] pn-en iso 8502-3,-6,-9 przygotowanie podłoży stalowych przed nakładaniem farb i podobnych produktów. badania służące do oceny czystości powierzchni. część 3, 6 i 9. [13] pn en iso 2808:2008 farby i lakiery. oznaczanie grubości powłoki [14] pn en iso 19840:2009 farby i lakiery. ochrona przed korozją konstrukcji stalowych za pomocą ochronnych systemów malarskich. pomiar i kryteria przyjęcia grubości suchych powłok na chropowatych powierzchniach. [15] pn en iso 2409:2013 farby i lakiery. badanie metodą siatki nacięć. [16] pn en iso 4624:2004 farby i lakiery. próba odrywania do oceny przyczepności. [17] pn en iso 9001:2008 systemy zarządzania jakością. wymagania. ps 4 2016 www hr.pdf 51przegląd  spawalnictwa       vol. 88 4/2016 napawanie utwardzające stali 14mov6-3 the hard –surfacing steel 14mov6-3 dr inż. anna pocica – politechnika opolska; inż. adam krzywdziński – fabryka armatury przemysłowej „wakmet” bodzanów. autor korespondencyjny/corresponding author: a.pocica@po.opole.pl streszczenie w artykule zaprezentowano wyniki badań napoin wykonanych proszkiem stellitowym o różnym składzie chemicznym na stali 14mov6-3. wykonano badania metalograficzne i pomiary twardości napoin przed i po obróbce cieplnej. słowa kluczowe: napoina; struktura; twardość abstract the article presents the results of welds performed stellit powder with different chemical compositions on steel 14mov6-3. metallographic test and weld hardness before and after heat treatment was performed. keywords:  weld; structure; hardness wstęp olbrzymie koszty związane ze zużyciem i niszczeniem części maszyn wymuszają na konstruktorach dążenie do ich zmniejszenia poprzez projektowanie maszyn, których powierzchnie robocze są wykonane z materiałów o specjalnych własnościach, z możliwością ich wielokrotnego regenerowania. jedna z metod pozwalających na ograniczenie szybkiego zużycia jest nakładanie powłok metodami spawalniczymi. postęp jaki nastąpił w inżynierii materiałowej, technologiach spawalniczych, elektronice i elektrotechnice umożliwia napawanie przedmiotów wykonanych z różnych materiałów konstrukcyjnych o dowolnym kształcie i wielkości. prace te mogą być prowadzone zarówno ręcznie, jak i półautomatycznie, automatycznie lub w sposób zrobotyzowany, w warunkach warsztatowych i polowych [1]. do napawania utwardzającego często wykorzystuje się stellity. są to stopy na osnowie kobaltu zawierające od 25% anna pocica, adam krzywdziński do 33% chromu, od 3% do 14% wolframu i od 0,7% do 3% węgla. stellity charakteryzują się dużą odpornością na ścieranie i korozję w wysokiej temperaturze, są odporne również na utlenianie i erozję. stellity dobrze sprawują się jako powierzchnie uszczelniające w armaturze przemysłowej pracującej w instalacjach o wysokich parametrach [2]. badania własne badaniom poddano gniazda zaworów napawane proszkiem stellitowym o różnym składzie chemicznym (tabl.i) na stali 14mov6-3 (tabl. ii). materiał napawano plazmowo na automacie spawalniczym ppp 250 wp produkcji ksk czeska trebova. po napawaniu elementy poddano obróbce cieplnej, zgodnie z zaleceniami próbka stellit (producent) skład chemiczny [%] c si mn cr mo ni mo w fe co 6 stelloric  1372  (oric) 1,37 1,60 0,19 28,6 0,05 2,12 0,05 8,87 1,35 55,8 m6m6 most   el-co 6 p4 (most) 1,67 1,33 0,1 29,80 0,01 0,40 0,01 8,70 1,20 56,78 1 el-co 1 w  (most) 2,2 1,2 30,6 1 12,7 0,2 52,1 12 dew   celsit v-p  (dew) 1,04 1,39 0,11 28,5 0,08 1,37 0,08 4,25 1,39 61,79 tablica i. skład chemiczny napoin [3] table i. chemical composition of welds [3] przeglad welding technology review 52 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 4/2016 podanymi przez instytut spawalnictwa w gliwicach. po zamontowaniu termopar próbki położono na macie grzewczej i przykryto wełną ceramiczną. matę i termopary podłączono do urządzenia sterującego procesem obróbki firmy lms z chorzowa. próbki nagrzewano z prędkością 150 °c/h do temperatury 500 °c i wytrzymano w tej temperaturze przez godzinę. następnie zwiększono prędkość nagrzewania do temperatury 710 °c (rys. 1) i wytrzymano w tej temperaturze przez kolejną godzinę. napoiny chłodzono z szybkością nie przekraczającą 150°/h. próbki obrobione cieplnie zostały oznaczone cyfrą „1” na końcu nazwy. skład chemiczny [%] c mn si p s cr ni mo 0,13 0,58 0,20 0,011 0,009 0,48 0,120 0,53 cu al n v sn co as ti 0,16 0,012 0,006 0,25 0,01 0,008 0,006 0,003 tablica ii. skład chemiczny stali 14mov6-3 table ii. chemical composition of the steel 14mov6-3 rys. 1. schemat obróbki cieplnej fig. 1. the diagramof heat treatment z przygotowanych napoin wycięto próbki do badań metalograficznych i pomiarów twardości. zgłady szlifowano na papierach ściernych, następnie polerowano i trawiono nitalem. obserwacji dokonano na mikroskopie neophot 2, stosując powiększenia 200x. pole obserwacyjne obejmowało napoiny, strefę wpływu ciepła oraz materiał rodzimy. zaobserwowane struktury przedstawiono na rysunkach 2÷5. rys. 2.  struktura napoiny ze stellitu el-co 1 w. pow. 200x, przed obróbką cieplną, b) po obróbce cieplnej fig. 2. the structure of weld with stellite el-co1 w. magnification 200x, before the heat treatment, b) after the heat treatment rys. 3. struktura napoiny ze stellitu stelloric 1372. pow. 200x, a) przed obróbką cieplną, b) po obróbce cieplnej fig. 3. the structure of weld with stellite stelloric 1372. magnification 200x, before the heat treatment, b) after the heat treatment rys. 4. struktura napoiny ze stellitu most el-co 6 p4. pow. 200x, a) przed obróbką cieplną, b) po obróbce cieplnej fig. 4. the structure of weld with stellite most el-co 6 p4. magnification 200x, before the heat treatment, b) after the heat treatment rys. 5. struktura napoiny ze stellitu dew celsit v-p. pow. 200x, a) przed obróbką cieplną, b) po obróbce cieplnej fig. 5. the structure of weld with stellite dew celsit v-p. magnification 200x, before the heat treatment, b) after the heat treatment   a)   b)   a)   b)   a)   b)   a)   b) 53przegląd  spawalnictwa       vol. 88 4/2016 2400/60/16. badania przeprowadzono zgodnie z pn-en iso6507-1, pn-en iso9015-1, stosując obciążenie 98 n. schemat pomiaru twardości przedstawiono na rysunku 6, a wyniki pomiarów na rysunku 7. rys. 6. schemat pomiaru twardości napoin fig. 6. hardness measurement diagram rys. 7. wyniki pomiarów twardości fig. 7. results of hardness measurements literatura [1] klimpel a.: spawanie, zgrzewanie i cięcie metali. wnt. warszawa, 1999. [2] kucharczyk w., mazurkiewicz a., żurowski w : nowoczesne materiały konstrukcyjne-wybrane zagadnienia. politechnika radomska, radom, 2008. [3] atesty materiałowe firmy oric, most, dew. podsumowanie do napawania pierścieni siedliska zastosowano stellity o różnym składzie chemicznym, co było związane z różnym przeznaczeniem elementów napawanych. stellit el-co1w (1) jest stosowany w produktach narażonych na najszybsze zużycie, co jest zwiazane z pracą w środowisku mocno zanieczyszczonym. pozostałe stellity stosuje się zamiennie w wyrobach mniej narażonych na zużycie. przeprowadzone badania wykazały występowanie w napoinach struktury wielofazowej w układzie dendrytycznym. jest to roztwór stały chromu i wolframu w kobalcie, w którym dodatkowo utworzyły się umacniające go węgliki chromu i wolframu. w strukturach strefy wpływu ciepła zaobserwowano występowanie bainitu i ferrytu. struktury charakterystyczne dla stopów co, cr w stanie lanym cechują się znaczną twardością, co potwierdziły wykonane pomiary. największą twardość, dochodzącą do 600hv, ma napoina wykonana ze stellitu 1. jest to związane z największą zawartością chromu i wolframu w stellicie, a tym samym z większą ilością węglików w napoinie. napoiny ze stellitów oznaczonych 6 i 6m, o zbliżonym składzie chemicznym, mają porównywalną twardość, wahającą się od 390hv do 440hv, natomiast napoina ze stellitu 12 ma twardość około 500hv. przeprowadzona obróbka ciepln, której celem było usunięcie naprężeń spawalniczych, nie spowodowała zmian w strukturach napoin. zaobserwowano jedynie nieznaczną różnicę twardości. przeprowadzone badania pozwoliły sformułować następujące wnioski: – struktura napoin wykonanych z różnych stellitów jest podobna, różni się jedynie wielkością i ilością faz. – najwyższą twardość ma napoina ze stellitu 1, zawierająca największą ilość chromu i wolframu. – zastosowana obróbka cieplna nie wprowadziła znaczących zmian w strukturach i twardości napoin. ps 02 2018 www.pdf 38 przegląd  spawalnictwa vol. 90 2/2018 wpływ temperatury procesu zgrzewania tarciowego   z przemieszaniem – fsw – na wytrzymałość złącza influence of temperature of friction stir welding process with mixing – fsw – on the strength of the weld inż. krzysztof ochałek – państwowa wyższa szkoła zawodowa w krośnie. autor korespondencyjny/corresponding author: krzysiekochalek14@interia.pl streszczenie stosowanie podgrzewania prowadzi do niwelacji odkształceń plastycznych zgrzewanych cienkościennych blach metodą fsw. podgrzewanie to podwyższa temperaturę procesu, umożliwiając stosowanie większych prędkości posuwowych, a co za tym idzie – skraca jego czas. badania złącza wykonanego przy jednakowych parametrach wykazały znacznie większą wytrzymałość na rozciąganie w przypadku zgrzewania z zastosowaniem podgrzewania. badania przeprowadzone kamerą termowizyjną ukazały proces rozchodzenia się ciepła. zauważono, że temperatura w początkowych fazach zgrzewania jest znacznie niższa, co bez wątpienia powoduje powstawanie złącza o niższej wytrzymałości. słowa  kluczowe: zgrzewanie tarciowe z przemieszaniem; wytrzymałość złącza fsw; połączenie zakładkowe; zgrzewanie aluminium; podgrzewanie podczas fsw abstract the use of heating leads to reducing plastic deformations of thin sheets welded by the fsw method. preheating increases the process temperature and allows higher feed rates to be used, thus reducing the time of the process. tests made on connections with the same parameters showed much higher tensile strength in the case of using heating. thermal imaging studies have shown the heat dissipation process and it has been noticed that the initial temperature is significantly lower, which undoubtedly results in the formation of a lower strength weld. keywords: friction stir welding; fsw connection strength; overlapping connection; aluminum welding; fsw with heating wstęp metoda zgrzewania tarciowego z przemieszaniem (ang. friction stir welding – fsw) jest obecnie jedną z metod, nad którą prowadzone są liczne badania spajania w stanie stałym. zastosowanie tej technologii umożliwia łączenie metali uważanych za niespawalne. do takich metali zalicza się stop aluminium 2024, który w swym składzie posiada 3,80÷4,90% cu,a co za tym idzie wykazuje wysoką skłonność do powstawania pęknięć podczas procesu spawania. w przemyśle lotniczym stop ten powszechnie stosowany jest po procesie utwardzania wydzieleniowego, co ze względu na wysokie temperatury procesu oraz przemiany, które osłabiłyby znacznie materiał łączony, dyskwalifikuje metodę spawania. w postaci blach o grubości 0,6÷1 mm stop 2024 w stanie t351 wykorzystuje się jako materiał na pokrycia samolotów. proces friction stir welding zachodzi poniżej temperatury topnienia, dlatego też z powodzeniem może być on stosowany do spajania tego typu materiałów. obecnie do łączenia struktur lotniczych wykorzystuje się dość pracochłonną i kosztowną metodę nitowania. metoda fsw krzysztof ochałek przeglad welding technology review jest alternatywą do tego typu zadań, która wymaga dokładnego przebadania procesu i zjawisk, jakie zachodzą podczas procesu. zgrzewanie tarciowe z przemieszaniem struktur cienkościennych niesie ze sobą kilka problemów, do których zalicza się m.in. powstawanie deformacji. po wstępnej analizie procesu stwierdzono, że jedną z przyczyn powstawania odkształceń blach są duże gradienty temperaturowe. w celu zmniejszenia różnic temperaturowych w materiale łączonym zaprojektowano uchwyt podgrzewający zgrzewane blachy. jak się spodziewano, zabieg ten zmniejszył odkształcenia zgrzewanych blach, a także wpłynął znacząco na własności wytrzymałościowe złącza. charakterystyka procesu fsw proces zgrzewania tarciowego z przemieszaniem polega na wprowadzeniu rotującego narzędzia w materiał zgrzewany i przesuwaniu go wzdłuż linii styku (rys. 1). podczas procesu doi: http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v90i2 .860 39przegląd  spawalnictwa vol. 90 2/2018 spajania, aby przebiegł on pomyślnie, konieczne jest sztywne zamocowanie i dociśnięcie do siebie łączonych elementów. specjalne narzędzie, obracając się wskutek tarcia oraz mechanicznego mieszania materiału, wytwarza ciepło, skutkiem czego jest uplastycznienie zgrzewanego materiału, który bez problemu może zostać przemieszany. ilość ciepła konieczna do zajścia procesu fsw jest znacznie niższa, aniżeli podczas spawania tradycyjnego. stosując metodę zgrzewania tarciowego z przemieszaniem możli we jest uniknięcie tworzenia się niekorzystnych faz osłabiających materiał spajany. naprężenia termiczne są również znacznie mniejsze, jednakże w obydwu przypadkach nie jest możliwe ich całkowite wyeliminowanie. mikrostruktura złącza wykonanego metodą fsw jest drobnoziarnista i zasadniczo pozbawiona pęknięć, które występują bardzo często podczas spawania [4,6]. efektywność połączenia określana jako stosunek wytrzymałości materiału spajanego metodą fsw do wytrzymałości materiału rodzimego, w przypadku próby rozciągania osiąga do 96% [3]. ciepło procesu ciepło podczas procesu fsw powstaje wskutek tarcia pomiędzy narzędziem a zgrzewanym materiałem. podstawą dobrze wykonanej zgrzeiny jest dobór odpowiednich parametrów zgrzewania, które bezpośrednio wpływają na ciepło procesu, a co za tym idzie – na budowę, a także własności wytrzymałościowe złącza. dla narzędzia o trzpieniu walcowym przedstawionym na rysunku 2 wartość momentu tarcia można wyliczyć z zależności 1 (gdzie: μ – współczynnik tarcia między narzędziem, a materiałem zgrzewanym). korzystając ze wzoru 2., znając prędkość obrotową – n i prędkość zgrzewania – vz, można wyliczyć energię jednostkową w punkcie [1]. rys. 1. schemat procesu fsw [2] fig. 1. scheme of the fsw process [2] mt=2μ•f( + •h) (1) e=mt•n/vz (2) interpretując powyższe wzory można zauważyć, że największy wpływ na ilość generowanego ciepła ma prędkość obrotową oraz prędkość posuwu. stosując większe prędkości obrotowe zwiększa się ilość generowanego ciepła, zwiększając natomiast posuw wydziela się mniejsza jego ilość. dobranie nieodpowiedniej prędkości obrotowej i posuwowej skutkować może wystąpieniem lokalnych nadtopień łączonych elementów. może to doprowadzić do utraty jednorodności złącza, wpłynąć na strukturę złącza oraz skutkować powstaniem wydzieleń osłabiających zgrzane elementy. przypadek nadtopienia materiału łączonego ma miejsce, gdy zastosuje się zbyt wysokie prędkości obrotowe i niskie prędkości posuwowe (rys. 3). podczas zgrzewania, stosując równocześnie duże prędkości obrotowe i posuwowe, może dojść do powstania pustek oraz lokalnych nieciągłości zgrzeiny (rys. 4). r0 3 ri r0 2 2 rys. 2. schemat narzędzia fig. 2. scheme of the tool rys. 3. nadtopiona powierzchnia zgrzeiny fig. 3. melted weld surface rys. 4. nieciągłości liniowe zgrzeiny fig. 4. linear discontinuities of a weld rys. 5. nierównomierna szerokość zgrzeiny fig. 5. uneven weld width na ciepło procesu możemy również wpływać siłą docisku narzędzia do łączonych elementów podczas procesu zgrzewania. nie można jednak dowolnie manipulować tym parametrem. stosowanie zbyt małej siły docisku może skutkować powstaniem połączenia adhezyjnego charakteryzującego się znacznie mniejszą wytrzymałością, natomiast zbyt duża siła powstawaniem wklęsłego lica zgrzeiny oraz wypływek [7]. trzecim, równie niekorzystnym zjawiskiem związanym z siłą docisku jest jej nierównomierność. przejawia się ona powstaniem zgrzeiny o różnej szerokości (rys. 5). kołnierz trzpień strona spływu materiał zgrzewany powierzchnia styku strona natarcia strefa cieplno-plastyczna strefa wpływu ciepła strefa zmieszania 40 przegląd  spawalnictwa vol. 90 2/2018 uchwyt podgrzewający w celu aplikacji dodatkowego źródła ciepła zastosowano uchwyt z płytą podgrzewającą elementy zgrzewane oraz instalację sterowaną za pomocą sterownika plc logov8 [5]. uchwyt do zgrzewania tarciowego z przemieszaniem materiału zgrzeiny (rys. 6) składa się z kilku zasadniczych elementów, do których należy: – podstawa, – płyta grzejna wraz elementami grzejnymi oraz czujnikami temperatury, – łapy dociskowe, – ceowniki dociskające zgrzewane blachy. zasilanie układu podgrzewającego odbywa się za pośrednictwem transformatora, którego celem jest obniżenie napięcia z sieci trójfazowej (400 v) na 48 v. w płycie grzejnej umieszczono rezystancyjne czujniki temperatury pt100. zmiana rezystancji czujników, wynikająca ze zmian temperatury, jest modyfikowana przez przetwornik temperatury cp-03 na sygnał napięciowy o zakresie 0÷10 v, informującym o aktualnym stanie temperatury z dokładnością do 5 °c. tak przetworzone sygnały napięciowe są podłączone do wejść analogowych sterownika plc siemens logov8. sterownik ten jest zaopatrywany w energię elektryczną przy pomocy zasilacza siemens 230/24 ac (rys. 7). architektura programu sterownika plc powstała przy użyciu programu logo soft comfort v8. zadaniem programu jest sterowanie wyjściami przekaźnikowymi, tak aby przy temperaturze odczytywanej z czujników pt100 mniejszej niż zadana, załączały się styczniki lc1d12 schneider. zwierają one odpowiednie obwody grzejne ze źródłem zasilania. układ zaprojektowano, tak aby możliwe było płynne sterowanie temperaturą [5]. rozkład temperatury podczas zgrzewania blach bez podgrzewania zarejestrowano proces rozchodzenia się ciepła, co przedstawiono na rysunku 10. na zdjęciach z kamery termowizyjnej widać, jak powoli nagrzewa się narzędzie. ma to bez wątpienia wpływ na własności powstałego złącza. podczas zgrzewania tarciowego z przemieszaniem temperatura stabilizuje się dopiero po wykonaniu 100 mm zgrzewu. temperatura dla parametrów zgrzewania równych s1300 i f300 wynosiła 285 °c (rys. 11). następnie wykonywano próby zgrzewania podgrzewając uchwyt do temperatury równej 160 °c. efektem tego było uzyskanie wyższej temperatury procesu, która wynosiła 345 °c (rys. 12). w początkowej fazie zgrzewania z zastosowaniem podgrzewania zarejestrowano temperaturę równą 291 °c. własności wytrzymałościowe z blach w miejscach, w których zanotowano ustabilizowaną temperaturę wycięto próbki szerokości 12,5 mm, a następnie przystąpiono do badań wytrzymałościowych na maszynie zwick roell. na tej podstawie stwierdzono, że najwyższe własności wytrzymałościowe zgrzanych blach bez podgrzewania uzyskuje się przy prędkości posuwowej równej 300 mm/min. w tablicy i przedstawiono wyniki wartości siły zrywającej dla różnych prędkości obrotowych. rys. 6. uchwyt do zgrzewania metodą fsw z płytą grzejną [5] fig. 6. fsw welding handle with heating panel [5] rys. 8. schemat wykonywanego złącza fig. 8. scheme of the joint creation rys. 9. narzędzie schulter rh-10/5-s-o fig. 9. schulter rh-10/5-s-o tool rys. 7. schemat blokowy instalacji podgrzewającej fig. 7. block diagram of heating installation prędkość obrotowa [obr/min] prędkość posuwowa [mm/min] wartość siły  zrywającej [kn] 1 s800 f300 1,98 2 s1300 f300 2,88 3 s1500 f300 2,50 tablica i. własności blach zgrzewanych bez podgrzewania table i. properties of welded sheets without preheating przebieg próby zgrzewania ze względu na stosowanie w lotnictwie połączeń elementów zakładkowych zgrzewaniu poddano blachy grubości 1 mm ze stopu 2024 t351 zgodnie z rysunkiem 8. jako odpowiednie do zgrzewania tego rodzaju blach zastosowano narzędzie schulter rh-10/5-s-o (rys. 9). w celu uniknięcia powstawania wypływek, proces zgrzewania przeprowadzano przy kącie pochylenia narzędzia równemu 2°. 400 v 230 v transformator 400/48 v styczniki (3 szt.) zasilacz 230/24 ac płyta grzejna przetworniki cp-03 (3 szt.) potencjometr sterownik plc logov8 41przegląd  spawalnictwa vol. 90 2/2018 w celu ukazania wpływu podgrzewania na własności wytrzymałościowe złącza wykonano połączenia podgrzewając uprzednio uchwyt, na którym przeprowadzono proces spajania. wyniki pomiarów umieszczono w tablicy ii. w celu oceny efektywności połączenia mierzonej jako stosunek wytrzymałości materiału ze zgrzeiną do wytrzymałości materiału rodzimego próbie rozciągania poddano próbkę rys. 10. rozchodzenie się ciepła podczas zgrzewania metodą fsw fig. 10. heat propagation during fsw welding rys. 12.  ustabilizowana temperatura podczas zgrzewania z podgrzewaniem fig. 12. stabilized temperature during welding with preheating rys. 13. temperatura w początkowej fazie zgrzewania z podgrzewaniem fig. 13. temperature in the initial stage of welding with preheating rys. 11. maksymalna ustabilizowana temperatura bez podgrzewania fig. 11. maximum stabilized temperature without preheating 42 przegląd  spawalnictwa vol. 90 2/2018 rys. 14. wykresy próby rozciągania blach zgrzanych metodą fsw fig. 14. graphs of tensile tests of sheets welded with the fsw method rys. 16. widok miejsca zerwania próbki zgrzanej z zastosowaniem podgrzewania fig. 16. view of the place where the weld was broken with preheating rys. 15. widok miejsca zerwania próbki zgrzanej bez zastosowania podgrzewania fig. 15. view of the place where the weld was broken without preheating prędkość  obrotowa [obr/min] prędkość  posuwowa [mm/min] temperatura  podgrzewania [°c] wartość siły  zrywającej  [kn] 1 s600 f300 160 1,64 2 s800 f300 160 4,26 3 s1300 f300 160 3,68 4 s600 f500 160 2,61 5 s800 f500 160 3,22 6 s1000 f500 160 3,80 7 s1300 f500 160 3,61 o przekroju poprzecznym 1 x 12,5 mm. blacha o takim przekroju przeniosła siłę rozciągającą równą 5,7 kn. zestawienie wykresów próby rozciągania próbek zgrzanych z oraz bez za stosowania podgrzewania, a także litego materiału przedstawiono na rysunku 14. tablica ii. własności blach zgrzewanych z zastosowaniem podgrzewania table ii. properties of welded sheets with preheating charakterystyka miejsc zerwania próbki zerwane na maszynie wytrzymałościowej różniły się znacząco pod względem miejsca zerwania. blachy zgrzane bez podgrzewania zrywały się w strefie cieplno-plastycznej. zerwaniu ulegała część mająca bezpośredni kontakt z częścią oporową narzędzia (rys. 15). blachy zgrzane z zastosowaniem podgrzewania niszczyły się, natomiast w strefie zmieszania, w miejscu, gdzie pin mieszał materiał obu blach (rys. 16). wnioski  na podstawie wykonanych badań można stwierdzić, że zastosowanie podgrzewania w procesie zgrzewania cienkich blach, wpływa korzystnie na własności wytrzymałościowe złącza. temperatura, którą można uzyskać bez podgrzewania jest zbyt niska. zastosowanie podgrzewania podwyższa tą temperaturę, co przejawia się znacznym wzrostem wytrzymałości złącza. blachy zgrzane w podwyższonej temperaturze ulegają zniszczeniu w strefie zmieszania. na zerwanych próbkach widać charakterystyczne ząbki, które obrazują proces mieszania materiału. blachy, które były poddane zgrzewaniu nie zostały uprzednio oczyszczane z warstwy tlenkowej, co mogło dodatkowo obniżyć wytrzymałość złącza. wyniki uzyskane podczas zgrzewania z zastosowaniem podgrzewania świadczą o tym, że rozwiązanie takie jest korzystne nie tylko ze względu na mniejsze odkształcenia spajanych elementów, ale również pozwala na zminimalizowanie zużycia narzędzia. blacha podgrzana wstępnie nie musi być już w tak dużym stopniu nagrzewana przez narzędzie, a co za tym idzie możliwe jest zastosowanie mniejszych prędkości obrotowych. zwiększanie prędkości posuwowej zmniejsza ilość generowanego ciepła, tak więc podgrzewając zgrzewane elementy możemy przyspieszyć proces spajania. dodatkowo, zastosowanie podgrzewania prowadzi do polepszenia własności plastycznych materiału. stosunek wytrzymałości blachy litej (bez zgrzeiny) do blachy zgrzanej zakładkowo z zastosowaniem podgrzewania jest wysoki i sięga 75%. uzyskanie takiego wyniku pozwala uznać, że złącze zostało wykonane poprawnie. próbki zgrzane bez podgrzewania do momentu zerwania wydłużyły się tylko o 1,4 mm, natomiast z zastosowaniem podgrzewania aż o 5,8 mm, co widać na wykresach próby rozciągania. ogólny przebieg tych wykresów jest bardzo podobny do wykresu rozciągania blachy litej (niepoddanej procesowi spajania). świadczy to o tym, że ciepło wydzielone podczas procesu zgrzewania z zastosowaniem podgrzewania wpłynęło pozytywnie na złącze. wydłużenie [mm] lity materiał s800 f300 z podgrzewaniem s1300 f300 bez podgrzewanias iła  ro zc ią ga ją ca  [k n ] 43przegląd  spawalnictwa vol. 90 2/2018 literatura [1] dymek s.,kalemba i., i blicharski m.: friction stir welding of aluminium 7136-t76511; science and technology of welding and joining; 2008. [2] kalemba i.: mikrostruktura i własności połączeń stopów aluminium wykonanych metodą zgrzewania tarciowego z mieszaniem materiału zgrzeiny; rozprawa doktorska; kraków 2010. [3] kocańda d., góra a.: nowe technologie łączenia tarciowego metali; biuletyn wat; 2010, tom lix, 2. [4] lityńska l., braun r., staniek g., dalle donne c., dutkiewicz j.: tem study of the microstructure evolution in a friction stir-welded alcumgag alloy; materials chemistry and physics, 81, 2003. [5] ochałek k.: zgrzewanie tarciowe z przemieszaniem blach cienkościennych; przegląd mechaniczny, 1/ 2017. [6] pietras a., zadroga l.: rozwój metody zgrzewania tarciowego z mieszaniem materiału zgrzeiny (fsw) i możliwości jej zastosowania; biuletyn instytutu spawalnictwa, 5, 2003. [7] pietras a., zadroga l., łomozik m.: charakterystyka zgrzeiny utworzonej metodą zgrzewania z mieszaniem materiału zgrzeiny (fsw); biuletyn instytutu spawalnictwa, 47, 2003. nr 9 2014 lr.pdf 9przegląd spawalnictwa 9/2014 wojciech radliński porównanie właściwości złączy spawanych ze stali domex 700 mc i alform 700 m comparison of properties of welded joint   of steel domex 700 mc and alform 700 m streszczenie w artykule przedstawiono porównanie właściwości złączy spawanych ze stali obrabianej termomechanicznie domex 700 mc i alform 700 m o grubości 4 mm, wykonanych metodą spawania mag z użyciem dwóch gatunków drutu spawalniczego. wykonane badania metalograficzne, wytrzymałościowe i pomiary twardości pozwoliły określić strukturę i właściwości złączy oraz opracować technologię spawania dla nowoczesnych materiałów konstrukcyjnych. słowa kluczowe: struktura, właściwości mechaniczne, stale wysokowytrzymałe abstract the article presents a comparison of properties of welded joints of steel, thermomechanically treated domex 700 mc and alform 700 m 4 mm thick made by mag welding using two types of welding wire. metallographic tests, strength and hardness measurements allowed to determine the structure and properties of joint, as well as to develop of welding technology for modern steel structures. keywords: structure, mechanical properties, high-strenght steels wstęp współczesne wymagania rynkowe w zakresie środków transportu oraz oczekiwania klienta narzucają wykonanie jak najlżejszych, a zarazem bezpiecznych konstrukcji. w tym celu sięga się po nowoczesne materiały, które pozwalają na wykonanie lżejszych, a zarazem wytrzymalszych konstrukcji. natomiast bardzo wysokie wymagania dotyczące jakości połączeń spawanych narzucają konieczność opracowania bardziej rygorystycznej technologii dla wykorzystywanych w produkcji nowych materiałów. stale o podwyższonej wytrzymałości i stale wysokowytrzymałe stały się przez ostatnie lata materiałem konstrukcyjnym coraz powszechniej wykorzystywanym w wielu sektorach przemysłowych na całym świecie. rozpiętość między wytrzymałością na rozciąganie i granicą plastyczności produkowanych obecnie stali konstrukcyjnych przeznaczonych do spawania jest bardzo duża. produkuje się stale o granicy plastyczności 1650÷1850 mpa oraz wytrzymałości na rozciąganie 1700÷2000 mpa. te ostatnie oczywiście są to stale o nadzwyczaj wysokiej wytrzymałości. aby mówić o stalach niskostopowych o wysokiej wytrzymałości przyjmuje się, że są to stale, których granica plastyczności przewyższa 550 mpa [1]. spawanie konwencjonalnych stali niestopowych i niskostopowych, których właściwości wytrzymałościowe nie są tak duże, na ogół stawia mniejsze wymagania odnośnie do technologii spawania, jak i daje większą swobodę w projektowaniu rozwiązań konstrukcyjnych, nie sprawia też problemów podczas samego procesu spawania. jeżeli w konstrukcji przewidziano zastosowanie stali o wysokiej wytrzymałości, to już na wstępnym etapie projektowania należy brać pod uwagę aspekty związane z wykonaniem połączeń spawanych. głównie należy wziąć pod uwagę właściwy wybór rozmieszczenia połączeń oraz ich prawidłowy kształt. sama technologia spawania też wymaga ostrzejszych reżimów procesu, przy czym należy zwrócić szczególną uwagę, aby złącza spawane miały jak najmniej wojciech radliński – wagony świdnik autor korespondencyjny/corresponding author: wojtek.r3232@wp.pl 10 przegląd spawalnictwa 9/2014 koncentratorów naprężeń oraz żeby były jak najmniej odkształcane plastycznie. w zakresie doboru spoiwa należy pamiętać o jak najmniejszych różnicach wytrzymałości i twardości pomiędzy materiałem podstawowym a metalem spoiny, gdyż większe różnice mogą oddziaływać jako lokalne koncentratory naprężeń. charakterystyka stali domex 700 mc i alform 700 m domex 700 mc oraz alform 700 m są stalami wysokowytrzymałymi walcowanymi na gorąco w procesie termomechanicznym z przyśpieszonym chłodzeniem, wskazującymi minimalną granicę plastyczności 700 mpa. mają wysoką wytrzymałość w połączeniu z dobrą ciągliwością i plastycznością. wykorzystywane są głównie do produkcji maszyn budowlanych, górniczych, mostów, konstrukcji budynków, dźwigów, pomp oraz do wielu innych konstrukcji, jak np. środki transportu, w których istnieje potrzeba zmniejszenia ciężaru, przy jednoczesnym zwiększeniu nośności konstrukcji. wszystkie te zalety stali w połączeniu z dobrą formowalnością umożliwiają obniżenie kosztów całkowitych konstrukcji. stosowanie wysokowytrzymałych stali przynosi także korzyści dla środowiska naturalnego, m.in przez mniejsze zużycie surowców, energii, mniejszą masę, co pozwala na zwiększenie ładunku oraz wydłużenie okresu żywotności konstrukcji [4, 5]. skład chemiczny stali domex 700 mc i alform 700 m podano w tablicach i i ii. gatunki tych stali zawierają mało węgla, ale są precyzyjnie uzupełnione przez inne pierwiastki uszlachetniające, takie jak: niob, tytan i wanad. ekwiwalent węgla wg danych producenta zawartych w atestach materiałowych dla użytych w badaniach materiałów ce = 0,39%. stale te są bardzo dobrą alternatywą dla konstrukcji kształtowanych na zimno z przeznaczeniem do spawania [4, 5]. zarówno stal domex 700 mc, jak i alform 700 m charakteryzują się bardzo dobrą spawalnością. ze względu na małą zawartość węgla, siarki i fosforu mogą być poddane procesowi spawania przy użyciu wszystkich powszechnie stosowanych metod. dzięki tak niskiej zawartości składników stopowych nie są podatne na pęknięcia wodorowe. produkowane w zakresach grubości do 10 mm nie wymagają podgrzewania wstępnego przed spawaniem [4, 5]. przebieg spawania na potrzeby technologii spawania wykonano po dwa złącza próbne ze stali wysokowytrzymałej domex 700 mc oraz alform 700 m, każde o grubości 4 mm. w wykonanych złączach doczołowych zastosowano rowek spawalniczy na i, a celem zapewnienia prawidłowego formowania grani użyto podkładki ceramicznej. spawanie zostało wykonane ręcznie z wykorzystaniem metody spawania mag w procesach 135 i 138, z zastosowaniem parametrów spawania z wcześniej przygotowanego wps. do spawania użyto następujących materiałów dodatkowych: – drutu litego bӧhler x 70-ig ø1,0 mm, – drutu proszkowego z rdzeniem metalicznym bӧhler alform 700-mc ø1,2 mm, – podkładki ceramicznej ps-52 f20, – gazu osłonowego 82% ar + 18% co2. wyniki badań po zakończeniu spawania złącza zostały poddane badaniom wizualnym wg pn en 970, a następnie badaniom magnetyczno-proszkowym wg pn-en 1290 oraz badaniom objętościowym (rtg) wg pn-en 1435. żadne z badań nieniszczących nie wykazały obecności w spoinach niezgodności spawalniczych zgodnie z obowiązującymi normami. złącza próbne wolne od wad i niezgodności spawalniczych zostały poddane następnie badaniom właściwości mechanicznych i badaniom metalograficznym. c, % max si, % max mn, % max p, % max s, % max al, % max nb, % max v, % max ti, % max 0,12 0,10 2,10 0,025 0,010 0,015 0,09 0,20 0,15 c, % max si, % max mn, % max p, % max s, % max al., % max nb, % max cr, % max mo, % max v, % max ni, % max ti, % max b, % max 0,12 0,60 2,10 0,020 0,008 0,020 0,06 1,50 0,50 0,12 2,0 0,05 0,005 tablica i. skład chemiczny stali domex 700 mc [4] table i. the content of individual elements in steel domex 700 mc [4] tablica ii. skład chemiczny stali alform 700 m table ii. the content of individual elements in steel alform 700 m [5] 11przegląd spawalnictwa 9/2014 badania metalograficzne badania te należą do grupy badań niszczących. celem przeprowadzonych badań metalograficznych złączy spawanych jest określenie ich wewnętrznej budowy oraz ocena jakości złącza [2]. badania makroskopowe polegają one na obserwacji okiem nieuzbrojonym lub przy ewentualnym powiększeniu do ok. 20x (maks. do 50x), odpowiednio przygotowanych zgładów metalograficznych, przełomów złączy lub samego materiału rodzimego [3]. badania makroskopowe zostały wykonane z użyciem szkła powiększającego o powiększeniu 10x zgodnie z zaleceniami pn-en 1321:2000. badane próbki trawiono odczynnikiem ma 11 fe (odczynnik adlera) w temperaturze pokojowej. czas trawienia ok. 10 s. na rysunkach 1÷4 przedstawiono zdjęcia makrostruktur badanych złączy. ujawnione struktury spoin nie wykazują niezgodności spawalniczych, wszystkie złącza spełniają poziom jakości b wg pn-en iso 5817. wtopienie spoin w materiał rodzimy jest poprawne we wszystkich przypadkach. na próbce nr 2 (rys. 2) ujawniona jest struktura dendrytyczna z kierunkiem wzrostu dendrytów przebiegającym od linii wtopienia do lica spoiny. próbki 3 i 4 (rys. 3 i 4) wykazują niewielki brak symetrii lica względem grani, co spowodowane było prawdopodobnie brakiem prostopadłego ustawienia palnika spawalniczego względem spawanych blach. szersza grań występująca na wszystkich próbkach jest wynikiem jej formowania na podkładce ceramicznej. spoiny wykonane drutem proszkowym charakteryzuje łagodniejszy kształt lica. rys. 4. makrostruktura poprzecznego przekroju doczołowego. płyta próbna nr. 4 stal alform 700 m. drut proszkowy böhler alform 700-mc ø1,2 mm. wtopienie prawidłowe, brak niezgodności spawalniczych fig. 4. butt cross-sectional macrostructure. trial plate no. 4. steel alform 700 m. flux cored wire böhler alform 700-mc ø 1.2 mm. penetration correct, no imperfections badania właściwości mechanicznych badania właściwości mechanicznych materiałów przeznaczonych na konstrukcje spajane, a także złączy spawanych zalicza się do badań niszczących i przeprowadza się je w celu sprawdzenia ich rzeczywistych właściwości. statyczna próba rozciągania próba, wykonywana w temperaturze pokojowej, należy do podstawowych prób stosowanych w celu określenia właściwości metali i złączy [3]. próba przeprowadzona została na maszynie wytrzymałościowej wmp zwick-roell zd-100 zgodnie z zaleceniami pn-en iso 4136:2011. wyniki próby przedstawiono w tablicy iii. próba wykazała, że wytrzymałość na rozciąganie złączy spawanych jest zbliżona do wytrzymałości badanych materiałów. złącza spawane charakteryzują się trochę niższą wytrzymałością od materiału rodzimego, jednak spadek ten nie przekracza 5÷10%. największy spadek wytrzymałości do 10% wykazują złącza spawane drutem litym, w obu rodzajach materiału spawanego. złącza spawane drutem proszkowym wykazują spadek wytrzymałości na poziomie ok. 5%. miejscem zerwania próbek w badaniu na rozciąganie był materiał rodzimy tuż na granicy ze strefą wpływu ciepła. potwierdzają to badania twardości, gdzie na styku tych obszarów występuje największy gwałtowny spadek twardości w kierunku swc, w której na skutek działania temperatury nastąpił proces rekrystalizacji i rozrostu ziarna, co mogło spowodować utratę właściwości nabytych w wyniku obróbki termomechanicznej. rys. 1. makrostruktura poprzecznego przekroju doczołowego. płyta próbna nr 1. stal domex 700 mc. drut lity böhler x 70-ig ø1,0 mm. wtopienie prawidłowe, brak niezgodności spawalniczych fig. 1. butt cross-sectional macrostructure. trial plate no. 1 domex 700 mc. solid wire böhler x 70-ig ø1,0 mm. penetration correct, no imperfections rys. 2. makrostruktura poprzecznego przekroju doczołowego. płyta próbna nr. 2 stal domex 700 mc. drut proszkowy böhler alform 700-mc ø1,2 mm. wtopienie prawidłowe, właściwy zarys geometryczny spoiny, brak niezgodności spawalniczych fig. 2. butt cross-sectional macrostructure. trial plate no. 2 domex 700 mc. flux cored wire böhler alform 700-mc ø1.2 mm. penetration correct, correct outline geometric weld, no imperfections rys. 3. makrostruktura poprzecznego przekroju doczołowego. płyta próbna nr. 3 stal alform 700 m. drut lity böhler x 70-ig ø1,0 mm. wtopienie prawidłowe, brak niezgodności spawalniczych fig. 3. butt cross-sectional macrostructure. trial plate no. 3 alform 700 m. solid wire böhler x 70-ig ø1,0 mm. penetration correct, no imperfections 12 przegląd spawalnictwa 9/2014 tablica iii. wyniki próby rozciągania złączy spawanych metodą mag blach ze stali domex 700 mc i alform 700 m drutem litym böhler 70 ig ø1,0 i drutem proszkowym böhler alform 700-mc ø1,2 table iii. the results of tensile tests of welded joints mag steel plate domex 700 mc and alform 700 m solid wire böhler 70 ig ø1,0 and flux cored wire böhler alform 700-mc ø1.2 oznaczenie próbki przekrój czynny so, mm 2 siła rp0,2, kn 1) rp 0,2 mpa 1) siła zrywająca fmax, kn wytrzymałość na rozciąganie rm, mpa wydłużenie a, % 1) miejsce zerwania domex 700 mc drut lity r/1 76,14 53,62 704,23 57,69 757,68 11,0 mr / swc r/2 81,34 55,84 686,50 61,13 751,57 11,4 mr / swc domex 700 mc drut proszkowy r/3 78,39 55,76 711,32 57,55 734,11 9,2 mr / swc r/4 72,26 51,21 708,69 54,92 760,03 9,6 mr / swc alform 700 m drut lity r/5 89,51 67,24 751,15 67,88 758,33 7,0 mr / swc r/6 83,28 58,46 714,24 60,57 727,29 6,4 mr / swc alform 700 m drut proszkowy r/7 74,25 59,35 799,33 59,47 800,89 6 mr / swc r/8 89,70 68,83 767,34 70,89 790,28 7,6 mr / swc domex 700 mc materiał rodzimy 741 816 18 alform 700 m materiał rodzimy 817 831 19,6 1) wg normy pn-en iso 4136:2011 określa się tylko wytrzymałość złączy spawanych. zamieszczone dane o granicy plastyczności i wydłużeniu względnym złączy mają charakter czysto orientacyjny, bowiem nie dotyczą one spoiny lecz złącza spawanego, które nie jest materiałem jednorodnym ani strukturalnie, ani pod względem składu chemicznego. próba zginania na złączach doczołowych przeprowadza się próbę w celu sprawdzenia plastyczności złączy oraz wykrycia ewentualnych wad spawania. w czasie zginania włókna zewnętrzne ulegają rozciągnięciu, natomiast wewnętrzne przylegające do trzpienia gnącego są ściskane. próby wykonuje się zgodnie z pn-en iso 1573 [3]. próbę zginania przeprowadzono na maszynie wytrzymałościowej wmp leipzig zd-100. użyto po cztery próbki płaskie poprzeczne typu b pobrane z każdego złącza, po dwie próby od strony lica (fbb) i dwie od strony grani (rbb). w badaniach zamierzony kąt gięcia wynosił 180° dla wszystkich badanych próbek. bardzo dobre właściwości plastyczne złączy potwierdziła próba zginania. w wyniku wykonanych prób zginania, zarówno od strony lica, jak i strony grani spoiny, dla każdej próbki uzyskano kąt gięcia 180° bez pęknięć i rys (tabl. iv). pomiary twardości badania twardości złączy spawanych mogą służyć ocenie zmian struktury materiału w obrębie spoiny. pomiary wykonano metodą vickersa na przekroju oznaczenie próbki strona gięcia kąt gięcia, ° uwagi domex 700 mc drut lity tfbb lico 180 bez pęknięć trbb grań 180 bez pęknięć tfbb lico 180 bez pęknięć trbb grań 180 bez pęknięć domex 700 mc drut proszkowy tfbb lico 180 bez pęknięć trbb grań 180 bez pęknięć tfbb lico 180 bez pęknięć trbb grań 180 bez pęknięć alform 700 m drut lity tfbb lico 180 bez pęknięć trbb grań 180 bez pęknięć tfbb lico 180 bez pęknięć trbb grań 180 bez pęknięć alform 700 m drut proszkowy tfbb lico 180 bez pęknięć trbb grań 180 bez pęknięć tfbb lico 180 bez pęknięć trbb grań 180 bez pęknięć tablica iv. wyniki próby zginania złączy spawanych metodą mag blach ze stali domex 700 mc i alform 700 m drutem litym böhler 70 ig ø1,0 i drutem proszkowym böhler alform 700 mc ø1,2 table iv. the results of bend tests of welded joints mag steel plate domex 700 mc and alform 700 m solid wire böhler 70 ig ø1,0 and flux cored wire böhler alform 700 mc ø1.2 13przegląd spawalnictwa 9/2014 poprzecznym złącza, wytrawionego wcześniej zgładu metalograficznego. wgłębnik obciążono równomiernie siłą 98 n (hv 10). czas działania obciążenia całkowitego wynosił 10÷15 s. ze względu na małą grubość próbki pomiar wykonano na jednej linii pomiarowej w odległości 2 mm od powierzchni łączonych blach, czyli w osi poprzecznej próbki wg pn-en iso 9015-1:2011. wyniki pomiarów zostały zawarte w tablicy v, a zmianę twardości na przekroju złączy przedstawiono na rysunkach 6 i 7. pomiary twardości złączy spawanych wykazały spadek twardości swc do wartości ok. 235 hv 10 i spoiny do ok. 255 hv 10 w stosunku do materiału rodzimego (tabl. v, rys. 6 i 7). różnica ta jest większa dla materiału domex 700 mc, gdyż większa jest jego twardość (300 hv 10) od twardości materiału alform 700 m (278 hv 10). w żadnym z obszarów badanych złączy twardość nie przekroczyła wartości dopuszczalnej dla stali o wysokiej granicy plastyczności, która wynosi 420 hv (wg pn-en 10149-2). pomiary te potwierdziły tendencję występującą w stalach wysokowytrzymałych polegającą na spadku twardości w oraz strefach wpływu ciepła złączy. największą różnicę pomiędzy najwyższą i najniższą twardością zanotowano na granicy materiału rodzimego i strefy wpływu ciepła. przeprowadzone badania w celu opracowania technologii spawania umożliwiają wykonanie nowoczesnych platform kolejowych, przy produkcji których wykorzystano opisane wyżej wysokowytrzymałe materiały (rys. 8). rys. 5. rozmieszczenie linii pomiarowej i miejsc odcisków z przeprowadzonych pomiarów twardości złączy kontrolnych fig. 5. distribution of lines and measurement of hardness tests carried out on control joints tablica v. wyniki pomiarów twardości badanych złączy spawanych metodą mag ze stali domex 700 mc i alform 700 m drutem litym böhler x 70-ig i drutem proszkowym böhler alform 700-mc table v. results of hardness measurements studied on mag welded joints of steel domex 700 mc and alform 700 m solid wire böhler 70 ig ø1,0 and flux cored wire böhler alform 700-mc oznaczenie próbki punkty pomiarowe, wg rysunku 5 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 domex 700 mc drut lity 297 302 301 238 237 243 255 253 250 245 238 235 299 295 302 domex 700 mc drut proszkowy 299 301 303 235 238 246 252 255 254 247 243 239 299 295 302 alform 700 m drut lity 276 281 274 233 237 241 261 253 258 239 235 234 279 276 278 alform 700 m drut proszkowy 278 286 280 230 237 235 255 256 252 237 235 230 275 275 272 rys. 6. rozkład twardości w złączach spawanych metodą mag ze stali domex 700 mc i alform 700 m drutem litym böhler x 70-ig fig. 6. distribution of hardness in the welded joints mag steel domex 700 mc and alform 700 m solid wire böhler x 70-ig rys. 7. rozkład twardości w złączach spawanych metodą mag ze stali domex 700 mc i alform 700 m drutem proszkowym böhler alform 700-mc fig. 7. distribution of hardness in the welded joints mag steel domex 700 mc and alform 700 m flux cored wire böhler alform 700-mc 14 przegląd spawalnictwa 9/2014 podsumowanie uzyskane wyniki badań w celu porównania złączy spawanych ze stali wysokowytrzymałej domex 700 mc i alform 700 m drutem litym böhler x 70-ig oraz drutem proszkowym böhler alform 700-mc nie wykazały znaczących różnic właściwości wytrzymałościowych pomiędzy badanymi materiałami. wytrzymałość na rozciąganie badanych złączy była niższa o ok. 5÷10% od wytrzymałości materiału rodzimego. cechą charakterystyczną badanych złączy jest zmniejszenie twardości w strefie swc w porównaniu z twardością materiału rodzimego. na podstawie wykonanych badań można zauważyć wyraźnie korzystniejszy wpływ na kształt geometryczny spoiny spawania drutem proszkowym niż spawaniem drutem litym. na brzegu spoin występuje łagodne przejście do powierzchni materiału rodzimego, co ma duże znaczenie z uwagi na to, że stale wysokowytrzymałe charakteryzuje skłonność do pęknięć w wyniku oddziaływania karbu. zastosowany drut charakteryzuje się bardzo dobrymi właściwościami technologicznymi, co ułatwia unikanie powstawania niezgodności spawalniczych takich literatura [1] tasak e.: metalurgia spawania. wydawnictwo jak kraków 2008. [2] ferenc k.: spawalnictwo. wnt warszawa 2007. [3] praca zbiorowa pod redakcją prof. dr. hab. inż. jana pilarczyka: poradnik inżyniera. spawalnictwo tom 1. wnt warszawa 2003. jak np. „przyklejenia”, szczególnie groźnych dla tego typu złączy, oraz zapewnia uzyskanie głębokiego równomiernego wtopienia spoiny. z obserwacji podczas spawania oraz na podstawie wyników badań i analizy struktury materiałów wysokowytrzymałych domex 700 mc i alform 700 m wynika, iż przy opracowywaniu technologii spawania dla większych grubości należy zwrócić szczególną uwagę na naprężenia spawalnicze oraz ilości ciepła wprowadzonego podczas spawania wielościegowego. wpływ parametrów spawania będzie znaczący szczególnie dla spoin wielościegowych, gdyż oddziałuje bezpośrednio na właściwości wytrzymałościowe złącza. w przypadku spawania blach o grubości do 5 mm w rozpatrywanych złączach wpływ parametrów jest mniejszy, gdyż ograniczono do minimum energię liniową dostarczoną do złącza jednościegowego. na podstawie badań wytrzymałościowych potwierdzono dobrą plastyczność badanych złączy oraz zaobserwowano niewielki spadek właściwości wytrzymałościowych złączy w stosunku do materiału podstawowego. [4] materiały reklamowo-informacyjne ssab poland. [5] materiały reklamowo-informacyjne voestalpine. rys. 8. platforma laaers do przewozu samochodów osobowych fig. 8. platform laaers for the transport of cars 201312_pspaw_cz3 195przegląd spawalnictwa 12/2013 marta wojas badania nieniszczące w diagnostyce technicznej non-destructive testing in technical diagnostic gr inż. arta ojas – urząd dozoru technicznego. st p eksploatowane urządzenia techniczne podlegają okresowej kontroli i ocenie stanu w celu zapewnienia bezpiecznej eksploatacji. najczęściej wykonuje się badania nieniszczące metodami tradycyjnymi, do których należą np. metoda ultradźwiękowa, magnetyczna proszkowa, penetracyjna, wizualna czy radiograficzna itd. w ostatnich latach powstaje wiele zaawansowanych technik ww. metod badawczych, które często pozwalają na szybsze i tańsze zastosowanie. techniki takie stosowane są w nadzorowaniu urządzeń technicznych jako tzw. techniki przesiewowe, mające za zadanie wstępną, najczęściej jakościową kontrolę obszarów krytycznych urządzenia lub obszarów niedostępnych dla metod tradycyjnych. w przypadku obszarów krytycznych, które są reprezentatywne dla określonych warunków eksploatacji urządzenia, wynik badania techniką przesiewową jest informacją, na podstawie której podejmuje się decyzję. abstract the paper describes the application of non-destructive testing in the diagnostic of operating technical equipment with particular emphasis on the so-called screening techniques, used primarily for the detection of corrosion / erosion in pipes and tanks. this paper presents some techniques and their capabilities and limitations, and benefits from their use. however, the objective of the paper is the methodology to use them in monitoring program of the operating equipment but not presentation of such techniques with the details. it is important to choose the appropriate technique for a specific application based on the knowledge about the expected defect and what is the level of trust in case you do not get any defects. streszczenie artykuł dotyczy wykorzystania tzw. technik przesiewowych (screening techniques) w diagnostyce eksploatowanych urządzeń technicznych, zastosowanych głównie do wykrywania korozji/erozji w rurach i zbiornikach. w artykule przedstawiono wybrane techniki, ich możliwości i ograniczenia, a także korzyści z ich stosowania. jednak celem artykułu nie jest szczegółowa prezentacja takich technik, lecz metodologia postępowania, gdy chcemy je wykorzystywać w programach nadzorowania urządzeń technicznych. istotne jest, jak wybrać odpowiednią technikę do określonego zastosowania na podstawie wiedzy o tym, co chcemy wykryć i co dana technika „może wykryć” oraz jaki jest stopień zaufania w przypadku, gdy nie zostały wykryte żadne defekty. jeśli wynik jest negatywny, wskazujący na najczęściej spodziewaną degradację – należy badać dalej metodą tradycyjną po uprzednim przygotowaniu do badania (np. zdjęciu izolacji, przygotowaniu powierzchni itp.) w celu wykrycia ewentualnych nieciągłości oraz określenia ich rozmiaru i dokładnego położenia. w przypadku wyniku pozytywnego można podjąć decyzję o dalszej eksploatacji do kolejnego badania. dla obszarów niedostępnych lub trudnodostępnych techniki przesiewowe mogą stanowić jedyny sposób ich zbadania. należy mieć świadomość, że techniki te nie mogą zastępować wprost metod tradycyjnych. w każdym przypadku konieczne jest opracowanie odpowiedniego programu badań technikami przesiewowymi z uwzględnieniem uzupełnienia ich badaniami metodami tradycyjnymi. taki program badań należy traktować jako indywidualny, swoisty dla danego urządzenia/ zespołu urządzeń pracujących w takich samych/podobnych warunkach, po ustaleniu obiektów/obszarów krytycznych. w artykule przedstawiono wybrane techniki przesiewowe wykorzystywane w przypadku wykrywania zjawisk korozji/erozji w zbiornikach i rurociągach oraz ich możliwości i ograniczenia, a także korzyści z ich 196 przegląd spawalnictwa 12/2013 stosowania. jednak celem artykułu nie jest zapoznanie ze szczegółami takich technik, lecz metodologią postępowania, gdy chcemy je wykorzystywać w programach nadzorowania urządzeń technicznych. istotne jest, jak wybrać odpowiednią technikę do określonego zastosowania na podstawie wiedzy o tym, co chcemy wykryć i co dana technika „może wykryć” oraz jaki jest stopień zaufania w przypadku, gdy nie zostały wykryte żadne defekty. typowanie techniki przesiewowej dobór techniki przesiewowej, podobnie jak metody badawczej, w szczególności zależy od rodzaju spodziewanego defektu/mechanizmu degradacji oraz czułości badania. niektóre techniki są bardziej, inne mniej odpowiednie do osiągnięcia celu, chociaż potencjalnie wydaje się, że jest co najmniej kilka, które na pierwszy rzut oka mogłyby zostać zastosowane. dlatego też koniecznie należy wziąć pod uwagę mocne strony i ograniczenia techniki w określonym zastosowaniu. w tablicy i przedstawiono informacje, które są konieczne w celu doboru i planowania technik przesiewowych podczas eksploatacji. należą do nich: identyfikacja obiektu i jego projekt, typ i funkcja urządzenia, szczegóły eksploatacji i remontów, szczegółowe rysunki, naprawy i modernizacje, wyniki poprzednich kontroli i badań, doświadczenia ogólne na podobnych urządzeniach, wymagania dotyczące dostępu/rusztowania, ograniczenia wynikające z zachowania bezpieczeństwa, ograniczenia wynikające z warunków przeprowadzania badania, możliwe/spodziewane defekty/ rodzaj degradacji, ograniczenia potencjalnej techniki przesiewowej [1, 5, 6]. często jest tak, że wydaje się, iż potencjalnie istnieje kilka technik, które mogą służyć wykryciu danego typu defektu/degradacji. jednak trzeba wybrać jedną z nich. jak to robić? w tablicy ii przedstawiono informacje o możliwościach doboru technik do wykrywania korozji ogólnej, wżerowej i erozji [1]. w dalszej części artykułu zaprezentowane zostały, dla przykładu, różne techniki przesiewowe mogące mieć zastosowanie ze względu na ich podstawy fizyczne do wykrywania korozji ogólnej, wżerowej i erozji. przeg ąd technik przesiewowych i moż iwo ci ich zastosowania techniki przesiewowe – podstawy zyczne, moż iwo ci i ograniczenia wśród technik przesiewowych można wyróżnić techniki ultradźwiękowe, radiograficzne oraz elektromagnetyczne/elektryczne. techniki ultradźwiękowe to np.: guide wave, chime, lorus, emat, verkade, tofd, m-skip, rapidscan. techniki radiograficzne to: lixi, scar czy thruvu. wreszcie magnetyczne: slofec, pec, mfl czy microwave. w tablicy iii przedstawiono niektóre z ww. technikiprzesiewowych pod względem zasad ich działania, możliwości i zastosowania oraz ograniczeń, przy czym dane te dotyczą konkretnych zastosowań, po opracowaniu specjalnego wyposażenia badawczego, przeprowadzeniu badań i weryfikacji ich wyników innymi metodami – tradycyjnymi – badań nieniszczących. ybrane techniki przesiewowe technika guided wave (teletest) teletest to technika ultradźwiękowa dalekiego zasięgu, która ma główne zastosowanie do badania i wykrywania korozji na długich, bezkołnierzowych rurociągach naziemnych/ nadziemnych. jest to sposób, który umożliwia zbadanie dużej objętości rurociągu z jednego położenia zespołu przetworników piezoelektrycznych opasujących rurę, co przedstawiono na rysunku 1. sygnał ultradźwiękowy jest wysyłany w obu kierunkach wzdłuż rury (rys. 2), co pozwala na przeskanowanie 100% objętości jej ścianki, zapewniając jednoczesną kontrolę wzdłuż i obwodowo. wymagany jest bezpośredni dostęp do badanej powierzchni. jest to sposób na szybkie wykrycie korozji zewnętrznej i wewnętrznej na długich odcinkach rurociągów. na możliwości zastosowania tej techniki mają wpływ takie czynniki jak rodzaj i stan powłoki niemetalicznej, lepkość medium wewnątrz rurociągu oraz geometria rur (równoległość ścianek, owalizacja). system pozwala na wykrycie większości ubytków przekraczających 5% pola powierzchni przekroju poprzecznego rury [1]. rys. 1. system teletest [2] ig. 1. teletest system [2] rys. 2. kierunki badania w systemie teletest [1] ig. 2. direction of testing in teletest [1] 197przegląd spawalnictwa 12/2013 technika chime (creeping/head wave inspection method). jest to szybka, o średnim zasięgu, technika ultradźwiękowa opracowana jako przesiewowa, głównie dla wykrywania korozji na rurach pod podporami. badanie odbywa się między dwoma głowicami kątowymi, które emitują fale poprzeczne pod kątem krytycznym tak, że powstają 3 rodzaje fal (rys. 3). za pomocą głowic kątowych, w których klinie wiązka fal podłużnych pada na powierzchnię kontaktową głowicy pod trzecim kątem krytycznym dla granicy, jaką tworzy materiał klina z materiałem badanego elementu, generowana jest fala pełzająca (powierzchniowa). rys. 3. generowanie fal ultradźwiękowych w technice chime [1]: a) pomiędzy głowicami kątowymi tx nadawczą i rx odbiorczą powstaje fala pełzająca (creeping wave), b) pomiędzy głowicami tx i rx powstaje fala objętościowa o niskiej amplitudzie (bulk wave), c) generowanie fal chime (head waves) ig. 3. the ultrasonic waves generating in chime [1]: a) b) c) fale chime są falami poprzecznymi generowanymi pod kątem krytycznym 33º. fala pełzająca jest tworzona na powierzchni skanowanej, gdy fala chime odbija się od przeciwnej powierzchni. fala powierzchniowa jest odbierana przez odbiornik. w ten sposób uzyskuje się bezpośrednią zależność pomiędzy przedziałem czasowym a szczytami fal chime i grubością badanego materiału [1]. technika lorus (long range ultrasonic system). technika lorus jest techniką ultradźwiękową o dalekim zasięgu i zawiera głowice kątowe współpracujące z systemem rejestracyjnym, generujące fale objętościowe (rys. 4). system ten został opracowany do szybkiego przeglądu trudno dostępnych miejsc, np. wykrywania korozji pod pierścieniami zewnętrznymi zbiornika. z jednego miejsca dostępu uzyskuje się z odległości do 1 m informacje o występowaniu ubytków korozyjnych. powstaje trójwymiarowa mapa projekcyjna lokalizacji i wielkości obszarów występowania korozji. do ograniczeń należy konieczność przygotowania powierzchni skanowanej. możliwe jest badanie przez powłoki, jeśli ich stan jest dobry i dobre jej przyleganie do powierzchni. ważnym ograniczeniem jest to, że trudno rozróżnić, czy ubytek jest na powierzchni zewnętrznej zbiornika, czy na powierzchni wewnętrznej pierścienia. rys. 4. idea techniki lorus [1] ig. 4. lorus technique idea [1] technika m-skip (multi-skip). m-skip to szybka, o średnim zasięgu, technika ultradźwiękowa znajdująca zastosowanie do wykrywania korozji w naczyniach/zbiornikach, rurach i powierzchniach płaskich. w tej technice wykorzystuje się dwie głowice kątowe fal poprzecznych propagujących pomiędzy głowicami poprzez materiał badany, odbijając się pomiędzy ściankami przednią i tylną (rys. 5). pomiar czasu przejścia pomiędzy ściankami umożliwia ilościowe określenie grubości ścianki i na tej podstawie można wnioskować o obecności wady w materiale pomiędzy ściankami. jednak zaleca się, aby grubość materiału weryfikować, jeśli to możliwe, głowicą prostą 0º, natomiast obecność ubytków potwierdzić konwencjonalną techniką ultradźwiękowa. na rysunku 5 przedstawiono ideę techniki m-skip [1, 3). rys. 5. idea techniki m-skip: a) w ściance bez wady, b) w ściance z wadą [1] ig. 5. m-skip technique idea: a) in the wall without of defect, b) in the wall with defect a) b) technika thruvu. thruvu to technika bezpośredniej radiografii cyfrowej wykorzystująca wiązkę skolimowaną promieniowania i liniowy układ półprzewodnikowych sensorów. specjalne oprogramowanie daje możliwość oglądania on-line grubości ścianki badanego obiektu. wyświetlany jest obraz (rys. 6), na którym intensywność barw jest proporcjonalna do grubości ścianki oraz widoczne są obszary ubytków korozyjnych [1]. 198 przegląd spawalnictwa 12/2013 rodzaj informacji zakres informacji identyfikacja obiektu i jego projekt nr obiektu, rysunki złożeniowe, lokalizacja, założenia projektowe typ i funkcja urządzenia rodzaj urządzenia, np. reaktor, separator itp. wraz z opisem procesu przebiegają-cego w urządzeniu szczegóły eksploatacji i remontów medium procesowe, zanieczyszczenia, rzeczywiste warunki pracy, postoje, liczba uruchomień i odstawień, odstępstwa od założonych warunków szczegółowe rysunki liczba i numery złączy spawanych, ich rodzaj i położenie, podpory, kołnierze, dysze, obejmy itp. naprawy i modernizacje wszelkie remonty i modernizacje od chwili uruchomienia; sposoby naprawy wykry-tych uszkodzeń itp. wyniki poprzednich kontroli i badań szczegóły poprzednich badań, wykrytych defektów, obszarów i przyczyn degradacji, zastosowane metody badawcze i obszary badane doświadczenia ogólne na podobnych urządzeniach przypadki awarii i uszkodzeń podobnych obiektów wymagania dotyczące dostępu/rusztowania ogólny dostęp, ograniczenia dostępu, potrzeba ustawienia rusztowań lub innych sposobów dostępu, izolacja, powłoki, na wysokości lub pod ziemią itp. ograniczenia wynikające z zachowania bezpieczeństwa np. ochrona radiologiczna, środki ochrony osobistej itp. ograniczenia wynikające z warunków prowadzenia badania np. warunki pogodowe, stan powierzchni obiektu, ograniczenia kosztowe i czasowe możliwe/spodziewane defekty/rodzaj degradacji potencjalne przyczyny i skutki awarii, możliwy rodzaj degradacji i defektów oraz ich lokalizacja, a także sposób przekazywania informacji ograniczenia potencjalnej techniki przesiewowej zdolność wykrycia potencjalnych defektów/degradacji, niezawodność i powtarzalność, szybkość, dostępność, przydatność ze względu na geometrię obszarów krytycznych itp. oraz efektywność tab ica i. informacje konieczne w celu doboru i planowania technik przesiewowych tab e i. the information necessary for the selection and planning techniques for screening technika zastosowanie zbiorniki rurociągi stal ferrytyczna stal dupleks stal austenityczna korozja ogólna korozja wżerowa erozja guided waves – + + + +/– + +/– + chime + + + + +/– + +/– + lorus + + + + +/– + +/– – emat – + + + +/– + +/– + verkade – + + + +/– + +/– + tofd fs + + + + +/– + +/– + m-skip + + + + +/– – +/– + rapidscan + + + + +/– + + + ae + + + + + + – – lixi – + + + + + +/– + skar – +/– + + + + + + truvu – + + + + + + + slofec + + + + + + + – mfl + + + – – + + – tab ica ii. możliwości doboru niektórych technik przesiewowych do różnych zastosowań tab e ii. opportunity selection of some screening techniques for various applications 199przegląd spawalnictwa 12/2013 technika zasada działania możliwości i zastosowanie ograniczenia techniki ultradźwiękowe guided wave przetworniki piezoelektryczne opasuje rurę, a sygnał ultradźwiękowy jest przesyłany w obu kierunkach wzdłuż rury szybkie wykrywanie korozji wewnętrznej i zewnętrznej na długich, bezkołnierzowych rurociągach naziemnych/nadziemnych rurociągi izolowane i z powłoką (grubość i przyleganie powłoki) gęstość medium wewnątrz rurociągu chime wykorzystuje się głowice kątowe nadawczą i odbiorczą oraz kąt krytyczny 33º szybkie wykrywanie korozji pod podporami na rurociągach półilościowa obecność powłok, obecność warstwy sprzęgającej tłumiącej fale powierzchniowe lorus głowice kątowe wysokiej częstotliwości w połączeniu z ultradźwiękowym systemem zbierania danych szybkie „zdalne” wykrywanie korozji w trudno dostępnych miejscach bez potrzeby bezpośredniego kontaktu; mapa projekcyjna 3-osiowa – lokalizacja i obszar korozji powierzchnia skanowana musi być czysta, przyleganie powłoki, brak możliwości rozróżnienia czy ubytek na powierz. zbiornika, czy obejmy emat głowice emat elektromagnetoakustyczne pracujące bez sprzężenia, na powierzchniach gorących, teoretycznie generujące w materiale badanym wszystkie typy fal ut jakościowe wykrywanie korozji zewnętrznej i wewnętrznej rurociągów, również pod podporami, obejmami itp. technika jakościowa; nie rozróżnia powierzchni wewnętrznej i zewnętrznej występowania korozji m-skip wykorzystanie dwu głowic kątowych: nadawczej i odbiorczej z rejestracją w zasadzie jakościowe wykrywanie obecności ubytków korozyjnych z możliwością rozróżnienia położenia przy ściance wewnętrznej czy zewnętrznej głowice – w odległości 1 m; powierzchnie zewnętrzna i wewnętrzna – równoległe; wymaga pomiarów uzupełniających grubości głowicą 0º oraz badania ut w wykrytych obszarach ubytków techniki radiograficzne lixi radiografia w czasie rzeczywistym; izotop gd-153 lub promieniowanie x. promieniowanie jest pochłaniane przez materiał badanego obiektu wykrywanie ubytków korozyjnych pod izolacją, zatory lub lokalizację spoin w rurociągach i analiza wyników czasie rzeczywistym thruvu bezpośrednia radiografia cyfrowa wykorzystująca wiązkę skolimowaną promieniowania i liniowy układ półprzewodnikowych sensorów specjalne oprogramowanie daje możliwość oglądania on-line grubości ścianki badanego obiektu. defektoskop przemieszcza się z zastosowaniem specjalnego systemu szynowego. wykrywanie ubytków korozyjnych /erozyjnych na zewnętrznej/wewnętrznej powierzchni rur rurociągów izolowanych i nieizolowanych rurociągów przy prześwietleniu przez dwie ścianki. zagrożenie promieniowaniem jonizującym; strefa „martwa” o szerokości do 150 mm przy podporach/obejmach; średnica rur od 4 do 24 cali; im większa średnica, tym mniejszy udział zbadanego obwodu rury przy jednej ekspozycji techniki magnetyczne mfl indukowanie pola magnetycznego w całej grubości ścianki badanego obiektu. odchylenie linii sił pola magnetycznego w miejscu ubytku jest rejestrowane przez sondę halla wykrywanie korozji wżerowej w ściankach zbiorników, rurociągów, rur wymienników ciepła ze stali ferrytycznych o grub. do 20 mm technika jakościowa – wymagane uzupełniające ultradźwiękowe pomiary grubości; brak rozróżnienia miejsca ubytku (pow. wewnętrzna czy zewnętrzna); geometria wady wpływa na wykrywalność; czułość systemu zależy od szybkości skanowania i stanu powierzchni; lokalne zmiany przenikalności magnetycznej mogą spowodować fałszywe wskazania slofec podobnie jak w mfl lecz z dwoma różnicami: stosowanie elektromagnesów o większej mocy oraz czujników prądów wirowych niskiej częstotliwości do pomiaru odchyleń linii sił pola magnetycznego zamiast sond halla wykrywanie ubytków w dnach zbiorników, reaktorach, bębnach, wywołanych korozją lokalną – wykrywalne są nawet małe, pojedyncze wżery. lepsza wykrywalność niż w przypadku mfl. większa grubość ścianek – do 30 mm grubość ścianki do 30 mm; wykrywa wżery, ale nie „mierzy” grubości ścianki; wymagane jest uzupełniające badanie konwencjonalną metodą ultradźwiękową tab ica iii. zasady działania technik przesiewowych, możliwości ich zastosowania oraz ograniczenia tab e iii. principles of operation of the screening techniques, their uses and limitations 200 przegląd spawalnictwa 12/2013 technika mfl (magnetic flux leakage). technika z grupy magnetycznych polega na indukowaniu pola magnetycznego w badanym elemencie. pole to pozostaje „uwięzione” w materiale bez wad. w przypadku występowania wad następuje „wyciek” (leak out) linii sił pola magnetycznego, co jest rejestrowane przez sondę halla. rysunek 7 przedstawia ideę tej techniki. technika mfl jest popularna w badaniach stanu dna i ścian zbiorników naziemnych, jak również rur ze stali ferrytycznej. nadaje się do wykrywania korozji, szczególnie wżerowej, w materiałach o grubości do 20 mm. możliwe jest również badanie przez powłoki niemetaliczne o grubości do 6 mm. mfl jest techniką jakościową identyfikującą obecność i położenie ubytku w określonym położeniu na obiekcie, ale brak jest rozróżnienia, czy ubytek leży przy powierzchni wewnętrznej, czy zewnętrznej ścianki materiału. w celu scharakteryzowania wady konieczne jest zastosowanie np. konwencjonalnego badania ut i/lub uzupełniających ultradźwiękowych pomiarów grubości. do istotnych ograniczeń techniki trzeba zaliczyć wpływ geometrii wady na możliwość jej wykrycia. należy zaznaczyć, że czułość systemu zależy od szybkości skanowania i stanu powierzchni skanowanej, a lokalne zmiany przenikalności magnetycznej mogą spowodować fałszywe wskazania [1]. rys. 6. widok w thruvu. czarne obszary przedstawiają korozję. wykres pokazuje przekrój ścianki [1] ig. 6. the picture in thruvu. black places represent the corrosion. the grach below shows the profile of the wall prawdopodobieństwo wykrycia okre onej wady w danym obszarze prawdopodobieństwo pod [%] wykrycia określonych wad w badanym obszarze za pomocą różnych technik przesiewowych zostało określone na podstawie prób ślepych, w których na tych samych obiektach wykonano badania różnymi technikami. wykonujący badania nie wiedzieli, jakie wady zawierają badane próbki [2]. poniżej przedstawiono dla przykładu porównanie możliwości technik o podobnych zastosowaniach. w tablicy iv porównano techniki gw teletest i lorus. podana jest wartość prawdopodobieństwa pod w % wykrycia pojedynczej wady o wielkości określonej jako % grubości ścianki lub jej rozmiaru w mm. kolejna tablica v zawiera porównanie pod [%] kolejnych technik przesiewowych: mfl i chime z konwencjonalnym pomiarem a-scan i a-scan skomputeryzowanym, przy wykrywaniu pojedynczych defektów o wymiarach wyrażonych w mm. najwyższą wykrywalność (100%) uzyskano dla skomputerozowanej techniki a-scan dla wad o wymiarze 2,3÷2,9 mm i powyżej 3 mm. rys. 7. zasada techniki mfl [1] ig. 7. basis of mft technique [1] pod [%] wykrycia pojedynczej wady o wielkości określonej jako % grubości ścianki lub jej rozmiaru w mm technika 0-34% 35-45% 45% lorus 60 40 60 < 3 mm > 3 mm – gw teletekst 25 60 – wartości pod [%] wykrycia pojedynczej wady o wielkości określonej w mm technika 1,3÷1,8 1,9÷2,2 2,3÷2,9 3+ a-scan 33 43 74 90 a-scan skomputeryzowany 31 67 100 100 mfl 52 48 35 45 chime 63 86 84 90 tab ica iv. porównanie prawdopodobieństwa wykrycia wad technikami lorus i teletest tab e iv. comparison of probability of detection of defects lorus and teletest techniques tab ica v. porównanie prawdopodobieństwa wykrycia wad technikami: mfl i chime z konwencjonalnym pomiarem a-scan i a-scan skomputeryzowanym – na rurach gołych tab e v. comparison of probability of detection of defects techniques: mfl and chime with conventional measurement a-scan a-scan computerized the bare pipes 201przegląd spawalnictwa 12/2013 pods mowanie korzy ci wynikające ze stosowania technik przesiewowych – możliwość wykonania badania bez wyłączania urządzenia z eksploatacji, – uzyskanie szybkiej informacji jakościowej, a częściowo ilościowej o dużej objętości obiektu / instalacji, – możliwość wykonania badania obszarów trudno dostępnych lub niedostępnych dla technik konwencjonalnych ndt, – uzyskanie informacji o stanie obszarów krytycznych do celów planowania wyłączenia instalacji. daje to skrócenie czasu wyłączenia lub wydłużenie okresów międzypostojowych i obniżenie kosztów postojowych, – przygotowanie do badań konwencjonalnych podczas postoju tylko obszarów wskazanych w badaniach przesiewowych, co obniża koszty i skraca czas postoju. ar nki stosowania strategii kontro nych technik przesiewowych w firmie ważne jest uznanie strategii kontroli urządzeń/instalacji z wykorzystaniem technik przesiewowych, ponieważ musi ona być stosowana z uwzględnieniem następujących warunków: – techniki przesiewowe są na ogół mniej wrażliwe lecz dużo szybsze w porównaniu z konwencjonalnymi badaniami nieniszczącymi, – plan kontroli musi być precyzyjnie opracowany z uwzględnieniem tego, że technika przesiewowa musi być uzupełniona i poparta innymi, konwencjonalnymi metodami uściślającymi wynik techniki przesiewowej, – technika przesiewowa musi być starannie opracowana do określonego zastosowania, opisana w instrukcji (wyposażenie badawcze, sposób postępowania krok po kroku, kryteria akceptacji, raportowanie), a instrukcja ściśle przestrzegana i nadzorowana, – każdorazowo przed przystąpieniem do badania musi zostać: określony obszar badania (stary – w celu sprawdzenia postępu degradacji, a mogą być również nowe),szczegółowy sposób raportowania, aby uzyskać informacje odpowiednie do możliwości podjęcia decyzji o dalszym postępowaniu z badanym obiektem. literat ra [1] hardie f.: evaluation of the effectiveness of non-destructive testing screening methods for in-service inspection, doosan babcock energy limited, 2009. [2] reliability assessment for containers of hazardous material rach, prepared by technical software consultants limited, offshore technology report 2000/095. [3] lorenz m., lewandowski s.: ultrasonic multi-skip inspection at clamped saddle supports, 18th world conference on nondestructive testing, 16-20 april 2012, durban, south africa. [4] kocak m.: fitnet final eechnical report, gkss research center, institute for materials research, germany, nov.2006 [5] wojas m.: diagnostyka a bezpieczeństwo eksploatacji urządzeń technicznych, 42 kkbn, 15-17.10.2013, kołobrzeg. [6] wojas m.: wady wyrobów wykrywane metodami nieniszczącymi. cz.2 wady eksploatacyjne; biuro gamma, warszawa, 2006. miesięczne i roczne spisy treści oraz streszczenia artykułów opublikowanych w przeglądzie spawalnictwa są dostępne na stronie internetowej: www.pspaw.ps.pl ps 3 2018 www 1 46 przegląd  spawalnictwa vol. 90 3/2018 zastosowanie nanosekundowych impulsów laserowych  do oceny naprężeń własnych cienkich warstw  the use of nanosecond laser pulses to assess the residual stresses of thin films dr hab. inż. joanna radziejewska, prof. pw – politechnika warszawska. autor korespondencyjny/corresponding author: jora@meil.pw.edu.pl streszczenie przeprowadzono badania naprężeń własnych cienkich warstw metodą laser spallation technnique – lst. krótkie, nanosekundowe impulsy o dużej energii zostały zastosowane do wywołania delaminacji cienkich warstw a geometria odspojenia do oceny naprężeń własnych. badania przeprowadzono dla miękkiej i plastycznej warstwy tytanu oraz twardej i kruchej warstwy tin. obie warstwy zostały nałożone metodą pvd na podłoże ze stali kwasoodpornej 304. wartość naprężenia otrzymana metodą lst została zweryfikowana na podstawie badań metodą rentgenowską. uzyskane wyniki badań wykazały, że krótkie impulsy laserowe o odpowiedniej energii mogą być stosowane do oceny naprężeń własnych w przypadku cienkich warstw o dużej wartości naprężeń ściskających. słowa  kluczowe: naprężenia własne; cienkie warstwy; impuls laserowy abstract the laser spallation technique was applied for measurement of residual stress of thin films. two films of different properties, ductile and soft ti, and hard and brittle tin, were studied. the films were produced on 304 steel substrate by pvd method. the residual stress value obtained by laser spallation technique lst were compared with stress value from x-ray diffraction method. good agreement of stress values measured by both methods was attained. it was shown that shock wave induced by a nanosecond laser pulse adequately determines properties of pvd thin films on metal substrate. keywords: thin films; residual stress; laser pulse wprowadzenie impulsowe promieniowania laserowe o wysokiej gęstości energii, przy bardzo krótkim czasie ekspozycji impulsu (10–8÷10–14) w ciałach stałych łatwo generują fale uderzeniowe o bardzo wysokiej amplitudzie ciśnienia rzędu gpa. w latach dziewięćdziesiątych ubiegłego wieku rozpoczęto prace nad zastosowaniem promieniowania impulsowego dobadania wytrzymałości materiałów w warunkach udarowych laser spallation technique lst [1], oceny adhezji cienkich warstw lasat (ang. laser.shock.adhesion.test) [2] czy umacniania laserowego powierzchni metali i stopów lsp – laser shot peening [3,4]. obróbka laserowa jest wykorzystywany do powierzchniowej obróbki umacniającej metali i stopów [5,6], a badania procesów związanych z tą obróbką prowadzone są w wielu ośrodkach krajowych i zagranicznych. rozwój nowych metod badań materiałów możliwy był dzięki zastosowaniu układu pomiarowego, w którym zastosowano warstwę inercyjną powodującą wzmocnienie amplitudy fali uderzeniowej generowanej przez impuls laserowy [7÷9]. impuls laserowy, poprzez przezroczystą dla promieniowania joanna radziejewska przeglad welding technology review warstwę inercyjną (szkło kwarcowe, wodę), pada na warstwę absorpcyjną wywołując jej parowanie oraz tworzenie się plazmy. na skutek gwałtownej ekspansji obłoku plazmy powstaje fala ciśnienia, która rozchodzi się w badanym materiale. przy bardzo krótkich impulsach laserowych, rzędu ns, i odpowiednio dobranym rodzaju i grubości warstwy inercyjnej i absorpcyjnej efekty cieplne związane z oddziaływaniem wiązki z materiałem są pomijalne. dzięki temu można rozpatrywać taki przypadek, jako czyste oddziaływanie mechaniczne fali ciśnienia z badanym materiałem [10]. zastosowanie warstwy inercyjnej pozwala na wyeliminowanie rozpraszania fali naprężeń. w jej obecności występuje wzrost amplitudy impulsu ciśnienia, poprawa jego kształtu, krótszy czas narastania oraz lepsza powtarzalność tych cech. zwiększa ona również prędkość procesu chłodzenia na granicy faz, co redukuje dyfuzję termiczną do badanego materiału [7]. opracowany układ pomiarowy został wykorzystany w latach 90. do badania adhezji cienkich warstw otrzymywanych metodą pvd, cvd [11÷13]. fala naprężeń 47przegląd  spawalnictwa vol. 90 3/2018 generowana impulsem laserowym po przejściu przez podłoże wywołuje naprężenia rozciągające na granicy podłoże-warstwa, powodując delaminację warstwy. wytrzymałość połączenia określana jest na podstawie pomiaru prędkości warstwy w momencie delaminacji. dokładność metody zależy od precyzji pomiarów prędkości. ze względu na bardzo krótkie czasy procesu rzędu kilkudziesięciu nanosekund, badania takie wymagają zaawansowanych technik pomiarowych interferometrów laserowych, dużej wiedzy i doświadczenia [14]. metoda została zastosowana do oceny adhezji różnych warstw np.: tin, hydroxyapatytu pokryć tlenkowych [15,16]. w oparciu o lasat ikedai współautorzy [17] zaproponowali metodę pomiaru naprężeń własnych w cienkich warstwach. w trakcie delaminacji warstwy o dużych wartościach ściskających naprężeń własnych występuje zmiana geometrii powierzchni. wiele cienkich warstw otrzymywanych metodami pvd cvd ma ściskające naprężenia własne. warstwa i podłoże są wykonane z materiałów o różnym współczynniku rozszerzalności cieplnej, przez co podczas chłodzenia w warstwie powstają naprężenia szczątkowe. aby uwolnić te naprężenia, warstwa ma tendencję do separacji od podłoża i występuje pękanie na granicy faz. na podstawie znajomości geometrii odspojenia i grubości warstwy możliwe jest obliczenie naprężeń własnych w warstwie. w zaproponowanej metodzie nie jest konieczna znajomość właściwości warstwy. w stosunku do najczęściej stosowanej rentgenowskiej metody pomiaru naprężeń własnych metodą tą możliwy jest pomiar naprężeń w warstwach o silnej teksturze czy o słabym stopniu krystalizacji. w takich przypadkach metoda xrd jest często zawodna. w pracy przedstawiono wyniki eksperymentalne pomiaru naprężeń własnych cienkich warstw ti i tin wytworzonych metodą pvd. krótkie, nanosekundowe impulsy o energii 0,3÷1,2 j zostały zastosowane do wywołania delaminacji warstw. na podstawie geometrii odspojenia dokonano oceny wartości naprężeń własnych. wartość naprężenia otrzymana metodą lst została zweryfikowana na podstawie badań metodą rentgenowską. metoda pomiarowa badania naprężeń własnych przeprowadzono dla warstw tytanu i azotku tytanu wytworzonych w firmie surftec metodą pvd [18]. podłoże stanowiła stal austenityczna 304. próbki do badań miały średnicę 10 mm. w celu osiągnięcia odpowiedniego poziomu naprężenia na granicy warstwa-podłoże powodującego delaminację zastosowano trzy grubości podłoża 0,5; 0,8 i 1 mm. przed testami zbadano grubość, chropowatość oraz mikrotwardość warstw. do badań wykorzystano laser nd: yagquantel yg 981e o długości fali promieniowania 1,064 µm i czasie impulsu 10 ns. zastosowano cztery wartości energii impulsu: 0,35; 0,7; 1; 1,22 j. schemat układu pomiarowego przedstawiono na rysunku 1. impuls laserowy poprzez warstwę inercyjną (szkło) – 1, pada na warstwę absorpcyjną – 2, wywołując gwałtowne jej parowanie oraz tworzenie plazmy. na skutek gwałtownej ekspansji obłoku plazmy powstaje fala ciśnienia, która rozchodzi się w podłożu – 3. na granicy z warstwą – 4, powstaje fala naprężeń rozciągających powodujących delaminację. jako warstwy absorpcyjnej użyto grafitu o grubości 5 µm a warstwę inercyjną stanowiło szkło o grubości 1 mm. przy bardzo krótkich impulsach laserowych, rzędu ns, i odpowiednio dobranym rodzaju i grubości warstwy absorpcyjnej efekty cieplne związane z oddziaływaniem impulsów laserowych z materiałem są pomijalnie małe. odkształcenia powierzchni badanych materiałów mierzone były na mikroskopie konfokalnym keyance vk-x100, wyznaczono średnicę odspojenia – d, jego wysokość – h. pomiary chropowatości i grubości warstwy wykonano na profilometrze skaningowym. mikrotwardość warstw została zmierzona metodą vickersa przy obciążeniu 20 g na powierzchni. wyniki badań  właściwości warstw ti i tin przeprowadzone badania struktury geometrycznej powie rzchni wykazały stosunkowo wysoką chropowatość warstw pvd. na rysunku 2 przedstawiono widok 3d oraz typowy profil chropowatości warstwy ti. wyznaczone parametry chropowatości wynosiły ra = 0,39 µm, rz = 3,14 µm dla warstwy ti, dla warstwy tin wysokości nierówności były niższe i wynosiły odpowiednio: ra = 0,26 µm, rz = 2,91 µm. przyczyną występowania nierówności były krople materiału na powierzchni warstwy związane z procesem osadzania warstw metodą pvd. pomiary grubości warstw przeprowadzono na profilometrze oraz na zgładach metalograficznych na sem. stwierdzono, że grubość warstwy nie jest jednorodna, związane jest to głównie z wysokimi nierównościami na powierzchni. grubość warstwy ti wynosiła 3,4±0,6 µm, dla warstwy tin grubość oszacowano na 1,8±0,3 µm. pomiary mikrotwardości metodą vickersa wykazały, że twardość warstw jest zgodna z deklarowaną przez producenta. mikrotwardość warstwy ti wynosiła 640 hv a warstwy tin 2500 hv. badania naprężeń własnych  próbki poddano oddziaływaniu impulsów laserowych, a następnie powierzchnie warstw ti i tin zostały zmierzone na profilometrze skaningowym. badania wykazały, że minimalna energia niezbędna do wywołania delaminacji warstwy ti wynosi 0,7 j, a dla warstwy tin 1 j. przy niższych energiach impulsów laserowych i grubszym podłożu ciśnienie fali naprężenia granicy faz było zbyt niskie, aby wywołać odspojenie. w tablicy i przedstawiono energie impulsu i grubość podłoża, przy których przeprowadzono badania warstw. wyniki wskazują na wyższą adhezję warstwy do podłoża w przypadku warstwy tin. na rysunku 3 przedstawiono widok i profil powierzchni warstwy ti po delaminacji przy energii impulsu 0,7 j. wysokość odspojenia wynosi 1,4 μm i jest porównywalna z wysokościami nierówności powierzchni. przy większych energiach impulsu uzyskano odpowiednio większą wysokość i średnicę obszaru odspojenia. dla każdej wartości energii impulsu badania przeprowadzono trzykrotnie. na podstawie znajomości grubości warstwy t, wysokości h i promienia r obszaru odspojenia, zakładając płaski stan naprężeń i korzystając rozwiązania zaproponowanego rys. 1. schemat stanowiska do badań materiałów impulsem laserowym: 1 – warstwa inercyjna, 2 – warstwa absorpcyjna, 3 – materiał, 4 – cienka warstwa fig. 1. experimental scheme for material testing by laser pulse: 1 – inert layer, 2 – absorption layer, 3 – substrate, 4 – thin film 48 przegląd  spawalnictwa vol. 90 3/2018 rys. 2. widok powierzchni 3d (a), profil chropowatości (b) warstwy ti osadzonej metodą pvd fig. 2. 3d view (a) and profile (b) of ti film deposited by pvd method rys. 3. widok (a) i profil powierzchni po delaminacji (b) warstwy ti, energia impulsu 0,7 j; profilometr skaningowy fig. 3. 3d view (a) and profile (b) after delamination of ti film, pulse energy 0.7 j; scanning profilometer a) b) tablica  i. parametry eksperymentu delaminacji warstw ti i tin przy zastosowaniu impulsu laserowego table i. laser pulse energy and substrate thickness applied for delamination test for ti and tin films tablica ii. energia impulsu, wysokość – h, promień – r odspojenia oraz wyznaczone wartości naprężeń własnych warstwy ti na podłożu ze stali 304 table ii. laser pulse energy, height – h and radius – r of the delamination as well as determined residual stress for ti filmon 304 steel substrate warstwa e [j] grubość podłoża [mm] 0,5 0,7 1,0 ti 0,5 brak brak brak 0,7 występuje brak brak 1,0 występuje występuje brak 1,2 występuje występuje brak tin 1,0 występuje brak brak 1,2 występuje występuje brak a) b) e [j] h [mm] r [mm] naprężenia własne  [gpa] 0,7 0,0026 0,78 1,15 0,7 0,0032 0,84 1,07 0,7 0,0026 0,76 1,09 1 0,0026 0,82 1,17 1 0,0132 1,36 0,69 1 0,0127 1,34 0,7 1,2 0,0013 1,99 1,36 1,2 0,0037 1,11 1,51 1,2 0,0049 0,96 0,93 1,25 0,0062 1,1 0,95 1,25 0,0125 1,5 0,92 1,25 0,006 1,03 0,86 wartość średnia – – 1,01 przez ikeda [17] określono naprężenia własne w warstwie na podstawie zależności: σ=(pr2)/6th , (1) gdzie: p – ciśnienie atmosferyczne, r – promień odspojenia, h – wysokość odspojenia, t – grubość warstwy. w tablicy ii przedstawiono wyniki pomiarów wielkości odspojenia dla różnych poziomów energii impulsu promieniowania oraz wyznaczone na podstawie równania 1 wartości naprężeń własnych w warstwie ti. analogiczne badania przeprowadzono dla warstwy tin, delaminacje warstwy uzyskano dla energii impulsu 1,2 i 1,25. przy energii impulsu 1,2 j wysokość obszaru wynosiła h = 3,1 μm a promień odspojenia r = 1,3 mm. w tablicy iii przedstawiono wyniki pomiarów wielkości odspojenia oraz wyznaczone wartości naprężeń własnych. średnia wartość naprężeń własnych wynosiła 6,3±0,6 gpa. wyniki badań zostały zweryfikowane na podstawie pomiarów naprężeń własnych metodą rentgenowską. badania dyfrakcyjne wykazały silną teksturę dla obu warstw, co znacznie ograniczało wiarygodność uzyskanych wyników. w przypadku warstwy ti do obliczeń przyjęto następujące dane: e = 110 gpa, ν = 0,36 [19]. wartość naprężeń własnych wynosiła σ = -0,86 gpa, δσ ± 0,07 gpa. dla warstwy tin tablica iii. energia impulsu, wysokość – h, promień – r odspojenia oraz wyznaczone wartości naprężeń własnych warstwy ti na podłożu ze stali 304 table iii. laser pulse energy, height – h and radius – r of the delamination as well as determined residual stress for ti filmon 304 steel substrate e [j] h [mm] r [mm] naprężenia własne  [gpa] 1,2 0,0032 1,21 4,9 1,2 0,0033 1,25 8,6 1,2 0,0029 1,38 6,4 1,25 0,0062 1,85 5,0 1,25 0,0051 1,84 6,2 1,25 0,0015 1,15 6,7 wartość średnia – – 6,3 49przegląd  spawalnictwa vol. 90 3/2018 literatura [1] gupta v., argon a.s., parks d.m., cornie j.a.: measurement of interface strength by a laser spallation technique, j. mech. phys., solids 40, 1992, pp. 141-147. [2] vossen l.: adhesion measurement of thin films, thick films and bulk coatings, astm stp640, 1978, pp. 122-133. [3] montross ch.s., wei t., ye t., clark g., mai y-w.: laser shock processing and its effect on microstructure and properties of metal alloys; a review, int. j. of fatique 24, 2002, pp. 1021-1036. [4] napadłek w., sarzyński a.: umacnianie warstwy wierzchnie stopu tytanu wt1-3 falą uderzeniową generowaną impulsem laserowym-zjawiska fizyczne i wybrane właściwości, inżynieria materiałowa 3, 2007, s. 228-232. [5] radziejewska j., kalita w.: badanie wpływu parametrów obróbki hybrydowej na mikrostrukturę warstw wierzchniej, przegląd spawalnictwa vol. 81, nr 10, 2009, s. 20-26. [6] radziejewska j.: stan warstwy wierzchniej po laserowej oraz laserowomechanicznej modyfikacji powierzchni, przegląd spawalnictwa, vol. 88, nr 3, 2016, s. 9-13. [7] berthe r., fabbro r., peyre p., tollier l., bartnicki e.: shock waves from a water confined laser-generated plasma, j. appl. phys. 82, 1997, pp. 2826-2832. [8] oros c.: investigations involving of shock wave generations and shock pressure measurement in direct ablation regime and confined ablation regime, shock waves 11, 2002, pp. 393-397. [9] berthe r., fabbro r., peyre p., bartnicki e.: wavelength dependent of laser shock-wave generation in the water-confinement regime, j. appl. phys., 85, no. 11, 1999, pp. 7552-7555. [10] radziejewska j.: application of a nanosecond laser pulse to evaluate dynamic hardness under ultra-high strain rate, optics and laser technology, 78, 2016, pp. 125-133. wnioski  – otrzymane wyniki naprężeń własnych nową metodą z wykorzystaniem nanosekundowych impulsów laserowych cienkich warstw ti oraz tin osadzanych metodą pvd są zgodne z wartościami wyznaczonymi metodą rentgenowską. – w warstwie ti stwierdzono naprężenia ściskające, wartość wyznaczona metodą lst wynosiła -1 gpa a metodą xrd σ = -0,86 gpa. dla warstw tin wartość naprężeń własnych wyznaczona obiema metodami wynosiła -6,3 gpa; a xrd σ = -7,2 gpa. – proponowana metoda pomiaru z wykorzystaniem nanosekundowych impulsów laserowych lst może z powodzeniem być stosowana do wyznaczania dużych wartości ściskających naprężeń własnych w cienkich warstwach technologicznych o różnych właściwościach, o silnej teksturze, bez konieczności znajomości właściwości mechanicznych warstw. [11] wang j., weaver r.l., sottos n.r.: a parametric study of laser induced thin film spallation, experimental mechanics 42 (1), 2002, pp. 74-83. [12] tang c., zhu j.: the measurement of interface strength of tin coating/substrate by laser spallation, int. j. refract. hard metals 14, 1996, pp. 203-206. [13] youtsos a.g., kiriakopoulos m., timke t.: experimental and theoretical/ numerical investigations of thin films bonding strength, theoretical and applied fracture mechanics 31, 1999, pp. 47-59. [14] yuan j., gupta v.: measurement of interface strength by the modified laser spallation technique. i. experiment and simulation of the spallation process, j. appl. phys. 74, 1993, pp. 2388-2396. [15] zhang l., yang h., pang x., gao k., volinsky a.a.: microstructure, residual stress, and fracture of sputtered tin films, surface & coatings technology 224, 2013, pp. 120-125. [16] bégué g., fabre g., guipont v., jeandin m., bilhe p., guédou j.y., lepoutre f.: laser shock adhesion test (lasat) of eb-pvd tbcs: towards an industrial application, surface and coatings technology, 237, 2013, pp. 305-312. [17] ikeda r., uchiyama t., cho h., ogawa t., takemoto m.: an advanced method for measuring the residual stress of deposited film utilizing laser spallation technique. science and technology of advanced materials 7, 2006, pp. 90-96. [18] http://www.surftec.pl/firma/powlekanie-pvd/ [19] http://asm.matweb.com/search/specificmaterial.asp?bassnum=mq304a [20] leoni m., scardi p., rossi s., fedrizzi l., massiani y.: (ti,cr)n and ti/tin pvd coatings on 304 stainless steel substrates: texture and residual stress, thin solid films, 345, 2, 1999, pp. 263-269. [21] carvalho n.j.m., zoestbergen e., kooi b.j., de hosson j.th.m.: stress analysis and microstructure of pvd monolayer tin and multilayer tiny(ti,al)n coatings, thin solid films 429, 2003, pp. 179-189. wartość naprężeń jest analogiczna jak wartość naprężeń -1 gpa wyznaczonej w pracy [21]. zatem otrzymane wyniki naprężeń własnych wyznaczone metodą lst i xrd są wiarygodne. stosunkowo duży błąd pomiarowy, który występuje w pro ponowanej nowej metodzie pomiarowej, związany jest z trudnością precyzyjnego pomiaru średnicy odspojenia. w przypadku dużej wysokości chropowatości granica pomiędzy obszarem odspojonym a nieodspojonym jest nieostra. ponadto grubość badanych warstw była niejednorodna, co wpływało na rozrzut wyników. przyjęto: e = 250 gpa, ν = 0,20. wartość naprężeń wynosiła σ = -7,2 gpa, δσ ± 1,7 gpa. wartość naprężeń własnych wyznaczonych obiema metodami jest zbliżona, również różnice wartości dla obu warstw są porównywalne. wyznaczona proponowaną metodą lst wartość naprężeń ściskających w warstwie tin -6,3 gpa jest porównywalna do wartości naprężeń -8 gpa dla warstwy naniesionej metodą pvd o zbliżonej grubości wyznaczonych metodą xrd uzyskanych w pracy [15]. niższe wartości -5 gpa stwierdzono w przypadku warstwy tin o grubości 5 µm na podłożu stalowym [20]. dla warstwy ti wyznaczona 201207_pspaw.pdf 2 przegląd spawalnictwa 7/2012 zbigniew mirski kamil śpiewak spawanie laserowe mechanizmu siedzenia samochodowego laser welding of car seat mechanism   dr hab. inż. zbigniew mirski, prof. pwr – politechnika wrocławska, inż. kamil śpiewak – zakład mechanizmów faurecia wałbrzych. streszczenie w artykule przedstawiono wyniki badań połączeń spawanych elementów regulacji pochylenia oparcia siedzenia samochodowego wykonanych z niskowęglowych stali niestopowych o grubości blachy 2÷4,5 mm. do spawania użyto lasera molekularnego co2 w osłonie helu. jakość połączeń spawanych oceniano na podstawie: prób wytrzymałościowych, pomiarów mikrotwardości oraz oceny geometrii złączy przez pomiar szerokości i głębokości wtopienia spoiny w badaniach metalograficznych. badania wykazały dobrą jakość połączeń spawanych mechanizmu siedzenia samochodowego, co potwierdziło poprawność doboru parametrów technologii spawania laserowego. abstract the results of welding joints the car seat adjustment mechanism elements are given in the paper. the elements are made of low-carbon ordinary steel with thickness of sheets from 2 to 4.5 mm. welding process is carried out with a molecular co2 laser with helium as a shielding gas. the quality of welding joints are estimated with strength tests, microhardness measurements, width and depth of the welds determined from metallographic studies. the investigation shown good quality of welding joint of elements of car seat mechanism, which confirmed good selection of the parameters of laser-welding. wstęp spawanie laserowe materiałów jest stosowane coraz częściej w krajowym przemyśle [1÷5]. elementy regulacji oparcia siedzenia samochodowego są łączone przez spawanie wiązką laserową z głębokim wtopieniem. roztopiony materiał pod wpływem odrzutu odparowujących cząstek siły jest rozsuwany na boki i umożliwia penetrację wiązki w głąb materiału [6]. firmą produkującą mechanizmy regulacji oparcia siedzenia samochodowego jest zakład mechanizmów faurecia wałbrzych obok innych inwestorów przemysłu samochodowego, zakład produkuje w systemie just in time elementy mechanizmu regulacji dla światowych marek samochodowych. mechanizm regulacji siedzenia samochodowego elementy mechanizmu regulacji siedzenia samochodowego pokazano na rysunku 1. podstawowe elementy mechanizmu i ich opis przedstawiono w tablicy i, a skład chemiczny stali w tablicy ii. rys. 1. mechanizm regulacji siedzenia samochodowego [4, 5] fig. 1. mechanism for adjustment of the car seat [4, 5] 3przegląd spawalnictwa 7/2012 stanowisko do spawania laserowego i parametry procesu do połączenia elementów użyto lasera molekularnego co2 rofin dc 060 o mocy 6 kw. emituje on niewidoczne dla ludzkiego oka, leżące w dalekiej podczerwieni, równoległe i monochromatyczne promieniowanie o długości fali 10,6 µm. ośrodkiem czynnym tego lasera jest gaz premix zawierający obok dwutlenku węgla także tlenek węgla, azot, tlen, ksenon i hel [7]. do osłony powstającej spoiny zastosowano hel o czystości ≥99,999% obj., który w strefę spawania jest doprowadzany w ilości 20 dm3/min pod ciśnieniem 1÷1,5 bar. prędkość spawania stalowych elementów mechanizmu regulacji siedzenia wynosiła 2,2÷2,8 m/min, w zależności od rodzaju stali i grubości spawanych elementów [4, 5]. stanowisko spawania obejmuje dwie pozycje, które obsługuje głowica laserowa (rys. 2). do każdego z nich elementy spawane są dostarczane na paletach. ładowanie elementów na paletę jest uporządkowane. są na niej 4 pozycje załadowcze (a, b, c i d), w których umieszcza się poszczególne elementy (rys. 3). wymienione pozycje oznaczają: pozycja a – ruchoma płytka narożna na zespawanym reclinerze z nieruchomą płytką narożną i wspornikiem od dołu, pozycja b – nieruchoma płytka narożna na tarczy stałej reclinera, pozycja c – wolna – wykorzystywana do innych zadań, pozycja d – wspornik [7]. podczas spawania mechanizmu najpierw spawana jest nieruchoma płytka z tarczą stałą reclinera. następnie jest do nich spawany wspornik. kolejnym etapem jest zdjęcie pospawanego zespołu trzech elementów z palety (pozycja b), obrócenie tarczą ruchomą reclinera do góry i ułożenie go na pozycji a, gdzie dospawana jest płytka ruchoma do ruchomej tarczy reclinera. przyjęto następujące kryteria dla połączeń spawanych [4, 5]: – rodzaj złącza: zakładkowe z liniową spoiną przetopową, – szerokość wtopienia spoiny na granicy dwóch materiałów: powyżej 1 mm, – głębokość wtopienia spoiny w drugim materiale 0,5÷2,5 mm. tablica i. elementy składowe mechanizmu siedzenia samochodowego [5] table i. the component of car seat mechanism [5] element materiał (stal) część ruchoma płytka narożna i s 700 tarcza ruchoma ii reclinera c 18 e po procesie węgloazotowania nieruchoma płytka narożna iii s 700 tarcza stała iv reclinera s 420 mc wspornik v s 500 tablica ii. skład chemiczny stali przeznaczonych na elementy mechanizmu wg pn-en 10149-2:2000 table ii. chemical composition of steel of components mechanism acc. to pn-en 10149-2:2000 stal skład chemiczny, % wag. (reszta fe) c si mn p s nb v al ti cr s 700 0,12 0,6 2,1 0,025 0,015 0,09 0,2 0,015 0,22 s 500 0,12 0,5 1,7 0,025 0,015 0,09 0,2 0,015 0,15 s 420mc 0,12 0,5 1,6 0,025 0,015 0,09 0,2 0,015 0,15 c 18e 0,17÷ 0,22 0,15 ÷0,3 0,6÷ 0,8 0,025 0,015 0,02 0,2 rys. 2. stacja spawania laserowego: 1 – głowica spawalnicza poruszająca się wzdłuż trzech osi i obracająca się wokół dwóch osi, 2 – stanowisko spawalnicze nr 1, 3 – stanowisko spawalnicze nr 2, 4 – manipulator, 5 – instalacja odciągowa gazów spawalniczych, 6 – kierunek ruchu transportera palet [7] fig. 2. set-up of laser welding: 1 – welding heat moving along three axis and rotating around two axis, 2 – the place of welding no. 1, 3 – the place of welding no. 2, 4 – manipulator, 5 – installation of weld gases extractor, 6 – direction of the palettes movement [7] rys. 3. załadunek elementów mechanizmu na paletę [5] fig 3. parts of mechanism on the palette loading [5] kierunek ruchu palet 4 przegląd spawalnictwa 7/2012 próby wytrzymałościowe przed próbą wytwarzania mechanizmów wykonano testy na złączach próbnych. stanowiły je: połączenie dwóch trójkątnych płytek grubości 2,5 i 4,5 mm, wykonanych ze stali s 700 i c 18 e po procesie węgloazotowania. oba elementy trójkątne zespawano, a następnie ścinano spajające ich połączenie na maszynie wytrzymałościowej. podczas tego testu jedna płytka była unieruchomiona, a druga była obciążana względem osi otworu centralnego. widok ściętego połączenia spawanego pokazano na rysunku 4. wartość momentu ścinającego uzyskanego w tej próbie wynosiła 611 danm (rys. 5). po wykonaniu prób wytrzymałościowych na złączach próbnych, które potwierdziły poprawność doboru parametrów spawania, przeprowadzono podobne próby na zespawanych elementach mechanizmu. próby te wykonano dwuetapowo. najpierw zablokowane mechanizmy poddano oddziaływaniu siły działającej w kierunku a, a następnie w kierunku b (rys. 6). przykładowy wynik ścinania mechanizmu w kierunku a pokazano na rysunku 7. wynik testu niszczącego w kierunku działania siły a osiągnął wartość 241 danm, powyżej wartości dopuszczalnej równej 170 danm. na rysunku 8 pokazano mechanizm zniszczenia w tej próbie, ruchoma płytka narożna została oderwana od ruchomej tarczy reclinera. podczas testu niszczącego elementy mechanizmu w kierunku działania siły b moment ścinający osiągnął wartość 239 danm, powyżej wartości dopuszczalnej 190 danm (rys. 9). podczas tej próby niszczącej w pospawanych elementach mechanizmu została również oderwana ruchoma płytka narożna. na rysunku 10 widoczny jest obszar złomu po ściętej spoinie na całym obwodzie tarczy ruchomej reclinera. rys. 4. trójkątne płytki po teście niszczącym [4, 5] fig. 4. triangular plates after destructive test [4, 5] rys. 5. wynik testu niszczącego połączenia płytek trójkątnych [4, 5] fig. 5. result of destructive test of joint of triangular plates [4, 5] badania metalograficzne badania metalograficzne połączeń spawanych wykonano w celu weryfikacji warunków spawania, przekładających się na określone szerokości i głębokości przetopu spoin. badania wykonano na urządzeniu welding expert po uprzednim przygotowaniu próbek. przygotowanie polegało na pocięciu pospawanego mechanizmu w miejscach oznaczonych na rysunku 11 na fragmenty. wycięte próbki poddano szlifowaniu na papierach ściernych i polerowaniu, a następnie trawieniu chemicznemu odczynnikiem na bazie chlorku rys. 6. kierunek działania siły w testach wytrzymałościowych mechanizmu [4, 5] fig. 6. direction of the force in destructive tests of the mechanism [4, 5] rys. 7. wykres testu niszczącego w stronę działania siły a [4, 5] fig. 7. the plot of destructive test in direction a of the force [4, 5] rys. 8. mechanizm po teście niszczącym w stronę działania siły a [4, 5] fig. 8. mechanism after destructive test in direction a of the force [4, 5] 5przegląd spawalnictwa 7/2012 żelaza (30%). tak przygotowane zgłady metalograficzne układano na szybie urządzenia welding expert w celu oceny szerokości i głębokości przetopu spoiny (rys. 12). welding expert umożliwia pomiar próbek z dokładnością do 60 µm. urządzenie jest wyposażone w układ optycznej zmiany wielkości obrazu sterowany elektronicznie. przy każdej zmianie ogniskowej program automatycznie oblicza współczynnik kalibracji. za pomocą tego oprogramowania i urządzenia można szybko zmierzyć grubość materiałów, wysokość względem przeciwprostokątnej trójkąta równoramiennego wpisanego w przekrój spoiny pachwinowej, głębokość i szerokość wtopienia spoiny, szerokość strefy wpływu ciepła oraz zidentyfikować wszelkie niezgodności w przekroju poprzecznym spoiny. wynik pomiaru można zapisać w arkuszu kalkulacyjnym [8]. wyniki pomiarów geometrii spoiny w wybranych miejscach pomiarowych pokazano na rysunku 13. pomiary głębokości wtopienia spoiny w drugi element oraz szerokości spoiny na granicy ich połączenia wykazały spełnienie narzuconych wymagań. rys. 9. test niszczący dla siły b [4, 5] fig. 9. the plot of destructive test in direction b of the force [4, 5] rys. 10. mechanizm po teście niszczącym w kierunku działania siły b [4, 5] fig. 10. mechanism after destructive test in direction b of the force [4, 5] rys. 11. miejsca pomiaru spoin [4, 5] fig. 11. the place of the welds measurement [4, 5] rys. 12. urządzenie pomiarowe welding expert [8] fig. 12. the welding expert measuring apparatus [8] rys. 13. wyniki pomiarów geometrii spoin w wybranych miejscach pomiarowych: m2, f2, c1 i c2 [4, 5]; g – głębokość wtopienia w dolny element, wymagana wartość 0,5÷2,5 mm, hr – szerokość spoiny na granicy elementów, wymagana wartość > 1 mm fig 13. the results of the joints geometry measurements in places: m2, f2, c1 and c2 [4, 5]; g – fusion depth in the bottom element, required value 0,5÷2,5 mm, hr – weld width in the elements boundary, required value > 1 mm spoina w punkcie m2 g – 0,9 mm hr – 1,4 mm spoina w punkcie f2 g – 1,1 mm hr – 1,6 mm spoina w punkcie c1 g – 1,3 mm hr – 1,8 mm spoina w punkcie c2 g – 1,5 mm hr – 1,4 mm przetop na obwodzie spoiny 6 przegląd spawalnictwa 7/2012 literatura [1] poradnik inżyniera. spawalnictwo, tom 2 (pod red. j. pilarczyka), wnt, warszawa 2005. [2] pilarczyk j., banasik m., stano s., dworak j.: spawanie laserowe z materiałem dodatkowym i mechanicznym śledzeniem złącza, przegląd spawalnictwa, 12/2011, s. 9-14. [3] mirski z., granat k., stano s.: możliwości spajania węglików spiekanych ze stalą wiązką lasera, przegląd spawalnictwa, 12/2011, s. 15-20. [4] śpiewak k.: opracowanie technologii spawania laserowego mechanizmu siedzenia samochodowego. dyplomowa praca inżynierska wykonana pod kierunkiem z. mirskiego, wydział mechaniczny politechniki wrocławskiej, wrocław 2010. [5] materiały firmy faurecia. [6] szymański z., hoffman j.: fizyka spawania laserowego, ippt pan, warszawa 2004. [7] materiały firmy cinetic. [8] materiały firmy clara vision. artykuł powstał na podstawie pracy dyplomowej inż. kamila śpiewaka [4], który otrzymał i nagrodę w 2011 roku, w xi edycji ogólnopolskiego konkursu o nagrodę i dyplom prezesa simp na najlepszą pracę dyplomową o profilu mechanicznym, obronioną w państwowej wyższej uczelni technicznej, organizowanego pod patronatem pani barbary kudryckiej – minister nauki i szkolnictwa wyższego. pomiary mikrotwardości pomiary mikrotwardości połączeń spawanych mechanizmów wykonano metodą vickersa, przy obciążeniu piramidki diamentowej 50 g. mikrotwardościomierzem fm-100. linie pomiarowe na przykładowym złączu spawanym dwóch trójkątnych płytek o grubości 2,5 i 4,5 mm, wykonanych ze stali s 700 i c 18 e po procesie węgloazotowania pokazano na rysunku 14, a wyniki pomiarów wzdłuż tych linii zamieszczono w tablicy iii. wyniki pomiarów mikrotwardości wskazują, że złącze spawane promieniem lasera wykazuje utwardzenie w strefie wpływu ciepła i w spoinie. twardość materiału rodzimego obu spawanych elementów wynosi poniżej 300 hv0,05. w strefie wpływu ciepła twardość w górnym materiale wzrasta o ok. 40 hv0,05, w dolnym zaś o 200 hv0,05. twardość spoiny przy granicy wtopienia wynosi ok. 436 hv0,05 w środku średnio 412 hv0,05 w części należącej do górnego materiału. w dolnej części spoiny twardość w pobliżu granicy wtopienia kształtuje się na poziomie 454÷463 hv0,05, a środek spoiny wykazuje wartość 445 hv0,05. największą twardość osiągnięto dla wartości 473 hv0,05 w strefie wpływu ciepła dolnego materiału (c 18 e po węgloazotowaniu). mimo znacznego utwardzenia spoiny i strefy wpływu ciepła nie zaobserwowano pęknięć w połączeniach spawanych mechanizmów. rys. 14. linie pomiarowe i rozkład mikrotwardości hv0,05 przykładowego złącza spawanego [4, 5] fig. 14. the measuring lines and distribution of the microhardness hv0.05 of typical welded joint [4, 5] tablica iii. wyniki pomiarów mikrotwardości hv0,05 obszarów złącza spawanego [4, 5] table iii. the results of measurements of the microhardness hv0.05 of welded joints areas [4, 5] miejsce pomiaru materiał rodzimy strefa wpływu ciepła spoina nr pomiaru 1 2 3 4 5 6 7 8 9 linia 1 286 286 290 290 315 320 432 420 432 linia 2 286 283 295 334 323 334 436 404 424 linia 3 260 272 378 463 473 472 454 445 463 podsumowanie opracowana technologia spawania laserowego mechanizmu oparcia siedzenia samochodowego w firmie faurecia w wałbrzychu wykazała na podstawie badań poprawnie dobrane parametry spawania laserem molekularnym co2 czterech elementów stalowych, stanowiących części składowe mechanizmu siedzenia samochodowego. zarówno testy wytrzymałościowe, polegające na ścinaniu połączeń spawanych mechanizmów, jak i pomiary geometrii spoin na podstawie badań metalograficznych przyniosły zadowalające wyniki świadczące o dobrej jakości złączy spawanych w produkowanych siedzeniach samochodowych. tw ar do ść h v 0 ,0 5 201211_pspaw.pdf 22 przegląd spawalnictwa 11/2012 jerzy nowacki krzysztof pietrzak mikrostruktura i właściwości warstw nadtapianych wiązką elektronową microstructure and properties of electron beam  melted layers prof. dr hab. inż. jerzy nowacki, mgr inż. krzysztof pietrzak – zachodniopomorski uniwersytet technologiczny w szczecinie. streszczenie w artykule przedstawiono analizę mikrostruktury i mikrotwardości przetopień wykonanych na próbkach ze stali austenitycznych. w pierwszej fazie badań skąd określono przewidywane struktury oraz morfologii przetopień. następnie przystąpiono do badań metalograficznych makroi mikroskopowych. ujawnione struktury zostały szczegółowo opisane i przedstawione na mikrofotografiach. wyniki pomiaru mikrotwardości (hv1) przedstawiono na wykresach. we wnioskach zawarto porównanie przewidywanych i uzyskanych struktur oraz składu przetopień. dokonano również zestawienia i analizy statystycznej wyników pomiarów mikrotwardości. abstract the article presents analyze the microstructure and microhardness of the fusions performed on samples made of austenitic steel. in the first phase of the studies there was determined the expected structure and morphology of the fusions. next the metallographic examinations of macroand microscopic were proceeded. the obtained structures were described in detail and presented to photomicrographs. the results received in microhardness tests (hv1) were presented in the microhardness decomposition graphs. the conclusions comparison of the predicted and the obtained structures and morphology of the fusions. there was also made a combination and statistical analysis of microhardness test results. wstęp spawanie wiązką elektronów znajduje zastosowanie w łączeniu elementów z metali różnorodnych i elementów o skomplikowanych kształtach, gdzie wytworzenie połączenia klasycznymi metodami spawania byłoby niemożliwe. skoncentrowana wiązka elektronów wykorzystywana jest nie tylko do spawania metali, ale także do obróbki cieplnej, rafinacji metali oraz modyfikacji powierzchni. spawarka elektronowa składa się z pięciu podstawowych zespołów funkcjonalnych (rys. 1) [1, 3]: – zespołu wyrzutni elektronowej (1) składającej się z komory (2) i kolumny przelotowej (3); – zespołu komory roboczej (4) (komory spawania); – zespołu układów próżniowych (10-2÷10-5 mbar); – systemu sterowania; – systemu obserwacji (optycznej i/lub monitorowej). stosowane obecnie spawarki różnią się budową, ciśnieniem w komorze roboczej i napięciem przyspieszającym oraz systemem działania komór próżniowych (rys. 2, 3). zastosowanie odpowiedniego systemu działania komory zależy od rodzaju, wielkości oraz liczby elementów łączonych [3]. klasycznym, a zarazem najbardziej uniwersalnym rozwiązaniem jest zastosowanie jednej komory roboczej, wyposażonej w stół manipulacyjny o trzech stopniach swobody (rys. 3a). wadą tego rozwiązania jest długi czas cyklu spawania, na który składa się prawidłowe zamocowanie elementu na stole manipulacyjnym, wytworzenie odpowiedniej próżni, spawanie, zapowietrzenie oraz wyjęcie gotowego elementu. w celu skrócenia czasu tego cyklu spawania opracowano spawarki jednokomorowe wyposażone w stół obrotowy (rys. 3b i 3d) oraz wielokomorowe (rys. 3c i 3e). w zależności od wymaganej próżni stosuje się różne modyfikacje tych rozwiązań. 23przegląd spawalnictwa 11/2012 badania warstw przetapianych wiązką elektronową badaniom poddano próbki austenitycznych stali nierdzewnych x9crni18-9 i x10crni18-8 przetapianych wiązką elektronową za pomocą uniwersalnej spawarki elektronowej o mocy do 6 kw i napięciu przyspieszającym 30 kv. na podstawie wyników spektrometrycznych badań składu chemicznego stali określono zawartość i rozkładu ferrytu w przetopionych obszarach (tabl. i). w tym celu posłużono się wykresem schaefflera oraz schematem pseudopodwójnego układu fecr-ni (rys. 4÷6). wytrawione odczynnikiem mi19fe rys. 1. schemat spawarki elektronowej. opracowanie własne na podstawie [1]; 1 – zespół wyrzutni elektronowej, 2 – komora wyrzutni, 3 – kolumna przelotowa, 4 – zespół komory roboczej, 5 – kabel wysokiego napięcia, 6 – termokatoda, 7 – elektroda sterująca, 8 – anoda, 9 – cewki korekcyjne, 10 – połączenie z układem próżniowym, 11 – zawór odcinający, 12 – lustra systemu optycznego, 13 – wziernik systemu optycznego, 14 – cewka ogniskująca, 15 – cewki odchylające, 16 – połączenie z układem próżniowym, 17 – przedmiot obrabiany, 18 – stolik manipulacyjny, w.e. – wiązka elektronów [1] fig. 1. schematic electron beam welder. own study based on [1]; 1 – complete assembly of the electron gun, 2 – electron gun chamber, 3 – cruising column, 4 – working chamber, 5 – high voltage cable, 6 – thermo cathode, 7 – control electrode, 8 – anode , 9 – correction coil, 10 – connection to a vacuum system, 11 – valve, 12 – optical system mirrors, 13 – sight glass optical system, 14 – focusing coil, 15 – deflection coil, 16 – connection to a vacuum system, 17 – treated item, 18 – positioning mechanism, w.e. – electron beam [1] rys. 2. podział spawarek elektronowych. opracowanie własne na podstawie [2] fig. 2. electron beam welder classification. own study based on [2] tablica i. porównanie składu chemicznego próbek x9crni18-9 i x10crni18-8 [%] table i. chemical composition of x9crni18-9 and x10crni18-8 comparison [%] próbka c cr ni si mn mo nb x9crni18-9 0,055 17,6 9,82 0,302 0,685 0,149 0,038 x10crni18-8 0,04 17,2 8,72 0,45 1,84 0,284 0,031 rys. 3. rozwiązania konstrukcyjne spawarek elektronowych. opracowanie własne na podstawie [2, 3]. spawarka elektronowa: a) jednokomorowa ze stołem manipulacyjnym (wp), b) jednokomorowa ze stołem obrotowym (wp), c) wielokomorowa – taśmowa (wp), d) jednokomorowa ze stołem obrotowym (cp), e) wielokomorowa wykorzystująca quasi-wielokrotną wiązkę elektronów (cp); proces spawania: wp – w wysokiej próżni, cp – w częściowej próżni [2, 3] fig. 3. electron beam welding solutions. own study based on [2, 3]. electron beam welder: a) single chamber with a table manipulative (wp), b) single chamber with rotary table (wp), c) multi-chamber – band (wp), d) single chamber with rotary table (cp), e) multi-chamber using a quasi-multiple electron beam (cp), the welding process in: wp – high vacuum, cp – partial vacuum [2, 3] rys. 5. wykres scheafflera dla próbki x10crni18-8, creq = 18,1745, nieq = 10,84 fig. 5. scheaffler graph for x10crni18-8 sample, creq = 18,1745, nieq = 10,84 rys. 4. wykres scheafflera dla próbki x9crni18-9, creq = 18,221, nieq = 11,8125 fig. 4. scheaffler graph for x9crni18-9 sample, creq = 18,221, nieq = 11,8125 z ruchomą wyrzutnią elektronową z nieruchomą wyrzutnią elektronową 24 przegląd spawalnictwa 11/2012 (3 g fecl3, 10 ml hcl, 90 ml c2h5oh) zgłady metalograficzne poddano badaniom makroi mikroskopowym oraz wykonano pomiary mikrotwardości (hv 1). dla próbek wykonanych z dwóch gatunków stali austenitycznych (x9crni18-9, x10crni18-8) obliczono równoważnik chromu (creq) i niklu (nieq) oraz określono z wykresu scheafflera strukturę i ilość ferrytu zawartego w obszarze przetapianym. teoretyczna analiza struktury przetopień w celu określenia wpływu pierwiastków stopowych na rodzaj struktury występującej w nadtopieniu obliczono równoważnik chromu (creq) i równoważnik niklu (nieq). znając ich wartości, z wykresu scheafflera odczytano przewidywaną strukturę i zawartość ferrytu w nadtopieniu. – dla próbki x9crni18-9 – creq/nieq = 1,54252% – dla próbki x10crni18-8 – creq/nieq = 1,6766% rys. 6. schemat pseudopodwójnego układu fe-cr-ni przedstawiający zakresy składów i otrzymane podczas krzepnięcia struktury spoin: obszar 1 – austenityczny; obszary 2, 3, 4 – austenityczno-ferrytyczne; obszar 5 – ferrytyczno-austenityczny; obszar 6 – ferrytyczny. opracowanie na podstawie [5] fig. 6. scheme of quasi-double fe-cr-ni for the range of chemical composition and structures in solidification process of welds: zone 1 – austenitic, zone 2, 3, 4 – austenitic-ferritic, zone 5 – ferritic-austenitic, zone 6 – ferritic. based on [5] rys. 7. zgład makroskopowy próbki x9crni18-9. parametry nadtapiania: napięcie przyspieszające – 30 kv, prąd wiązki 100 ma, prędkość nadtapiania: (od lewej) 70, 110, 150 mm/s fig. 7. macrostructure of x9crni18-9; accelerating energy – 30 kv, current – 100 ma, melting velocity (from left) – 70, 110, 150 mm/s rys. 8. zgład makroskopowy próbki x10crni18-8. parametry nadtapiania: napięcie przyspieszające – 30 kv, prąd wiązki 200 ma, prędkość nadtapiania: (od lewej) 100, 50, 35 mm/s fig. 8. macrostructure of x10crni18-8; accelerating energy – 30 kv, current – 100 ma, melting velocity (from left) – 100, 50, 35 mm/s znając tę wartość, strukturę obszarów przetapianych określono na podstawie pseudopodwójnego układu fe-cr-ni. z rozważań wynika, że przewidywana struktura odczytana z wykresu scheafflera dla nadtopień stali x9crni18-9 powinna być wyłącznie austenityczna, a w strukturze nadtopień stali x10crni18-8 można spodziewać się austenitu, martenzytu i 2-3 % ferrytu. natomiast wg pseudopodwójnego układu fe-cr-ni nadtopienia te powinny uzyskać strukturę austenityczną z ferrytem o budowie wermikularnej (siatkowej, szkieletowej). makroi mikrostruktura warstw przetopień wiązką elektronową przykłady wyników badań metalograficznych nadtopień wykonanych na stalach x9crni18-9 i x10crni18-8 w warunkach dobranych na podstawie badań wstępnych wraz z analizą geometrii z zaznaczonymi obszarami badań metalograficznych przedstawiono na rysunkach 7-36. stosunek równoważnika chromu (creg) do niklu (nieg) 25przegląd spawalnictwa 11/2012 rys. 9. zgład makroskopowy nadtopienia stali x9crni18-9. głębokość wtopienia – 2,1 mm, szerokość nadtopienia – 2,2 mm fig. 9. macrostructure of melted x9crni18-9. fusion depth – 2.1 mm, fusion length – 2.2 mm rys. 10. rozmieszczenie obszarów poddanych badaniom metalograficznym mikroskopowym nadtopienia stali x9crni18-9; mr – materiał rodzimy, lw – linia nadtopienia, n – nadtopienie, dn – dno nadtopienia fig. 10. placement of zones in melted x9crni18-9 steel for microscopic tests of; mr – base metal, – fusion line, n – melted zone; dn – melted zone bottom materiał rodzimy (mr) n ad to pi en ie x 9c rn i1 89 rys. 13. struktura stali austenitycznej chromowo-niklowej fig. 13. the structure of austenitic chromium-nickel steel rys. 14. struktura stali austenitycznej z ferrytem o budowie pasmowej fig. 14. the structure of austenitic with banded-ferrite rys. 15. struktura stali austenitycznej z ferrytem o budowie pasmowej fig. 15. the structure of austenitic with banded-ferrite n ad to pi en ie x 10 c rn i1 88 rys. 16. austenit z widocznymi bliźniakami rekrystalizacji fig. 16. austenite with recrystallization twins rys. 17. austenit z bliźniakami rekrystalizacji oraz ferrytem o budowie pasmowej fig. 17. austenite with recrystallization twins and banded-ferrite rys. 18. austenit z bliźniakami rekrystalizacji oraz ferrytem o budowie pasmowej fig. 18. austenite with recrystallization twins and banded-ferrite rys. 12. rozmieszczenie obszarów poddanych badaniom metalograficznym mikroskopowym nadtopienia stali x10crni18-8; mr – materiał rodzimy, lw – linia nadtopienia, n – nadtopienie, dn – dno nadtopienia fig. 12. placement of zones in melted x10crni18-8 for microscopic tests; mr – base metal, – fusion line, n – melted zone, dn – melted zone bottom rys. 11. zgład makroskopowy przetopienia x10crni18-8. głębokość wtopienia – 10,1 mm, szerokość nadtopienia – 3,1 mm fig. 11. macrostructure of melted x10crni18-8. fusion depth – 10.1 mm, fusion length – 3.1 mm 26 przegląd spawalnictwa 11/2012 linia wtopienia (lw) n ad to pi en ie x 9c rn i1 89 rys. 19. struktura obszaru linii wtopienia fig. 19. fusion line structure rys. 20. struktura obszaru linii wtopienia fig. 20. fusion line structure rys. 21. struktura obszaru linii wtopienia fig. 21. fusion line structure n ad to pi en ie x 10 c rn i1 88 rys. 22. struktura obszaru linii wtopienia – wąska strefa wpływu ciepła o podwyższonej zawartości ferrytu δ fig. 22. fusion line structure – narrow heat affected zone with increased contents of ferrite δ rys. 23. struktura obszaru linii wtopienia – wąska strefa wpływu ciepła o zwiększonej zawartości ferrytu δ fig. 23. fusion line structure – narrow heat affected zone with increased contents of ferrite δ rys. 24. struktura obszaru linii wtopienia – wąska strefa wpływu ciepła o zwiększonej zawartości ferrytu δ fig. 24. fusion line structure – narrow heat affected zone with increased contents of ferrite δ przetopienie (n) n ad to pi en ie x 9c rn i1 89 rys. 25. struktura dendrytyczna fig. 25. dendritic structure rys. 26. struktura przetopienia stali austenitycznej – ferryt międzydendrytyczny fig. 26. austenitic steel structure of melted zone – ferrite of interdendritic structure rys. 27. struktura przetopienia stali austenitycznej – ferryt międzydendrytyczny fig. 27. austenitic steel structure of melted zone – ferrite of interdendritic structure n ad to pi en ie x 10 c rn i1 88 rys. 28. struktura dendrytyczna fig. 28. dendritic structure rys. 29. struktura przetopienia stali austenitycznej – ferryt w postaci siatkowej fig. 29. austenitic steel structure of melted zone – reticular ferrite rys. 30. struktura nadtopienia stali austenitycznej z ferrytem w postaci siatkowej fig. 30. austenitic steel structure of melted zone – reticular ferrite 27przegląd spawalnictwa 11/2012 dno przetopienia (dn) n ad to pi en ie x 9c rn i1 89 rys. 31. obszar dna przetopienia z widocznymi frontami krystalizacji fig. 31. bottom of melted zone with solidification front rys. 32. obszar dna przetopienia z widocznymi frontami krystalizacji fig. 32. bottom of melted zone with solidification front rys. 33. obszar dna przetopienia fig. 33. bottom of melted zone n ad to pi en ie x 10 c rn i1 88 rys. 34. obszar dna nadtopienia z widocznymi frontami krystalizacji fig. 34. bottom of melted zone with solidification front rys. 35. obszar dna nadtopienia o strukturze czysto austenitycznej z bliźniakami rekrystalizacji fig. 35. bottom of melted zone with austenitic structure with recrystallization twins rys. 36. obszar dna nadtopienia o strukturze czysto austenitycznej z bliźniakami rekrystalizacji fig. 36. bottom of melted zone with austenitic structure with recrystallization twins rys. 37. rozmieszczenie punktów pomiarowych (a) i rozkład hv 1 (b) próbki x9crni18-9 – pomiar twardości; mr – materiał rodzimy, lw – linia nadtopienia, n – nadtopienie fig. 37. x9crni18-9 sample hardness test results: a) measurement points placement, b) hv1 hardness decomposition; mr – base metal, lw – fusion line, n – melted zone rys. 38. rozmieszczenie punktów pomiarowych (a) i rozkład hv1 (b) hv1 próbki x10crni18-8 – pomiar twardości. linia 1 (2,5 mm), linia 2 (6,5 mm); mr – materiał rodzimy, lw – linia nadtopienia, n – nadtopienie fig. 38. x10crni18-8 sample hardness test results: a) measurement points placement: line 1 (2.5 mm), line 2 (6.5 mm); b) hv1 hardness decomposition; mr – base metal, lw – fusion line, n – melted zone badanie mikrotwardości (hv1) wykonano zgodnie z normą pn-en iso 9015-2:2011 za pomocą mikrotwardościomierza fm-700 futuretech. rozmieszczenie punktów pomiarowych i rozkłady hv 1 przedstawiono na rysunkach 37 i 38. różnice rozkładu mikrotwardości w analizowanych obszarach wynikają prawdopodobnie z różnej ilości ciepła wprowadzonego do tych obszarów i będą przedmiotem dalszych badań. mikrotwardość przetopień wiązką elektronową 28 przegląd spawalnictwa 11/2012 literatura [1] www.isf.rwth-aachen.de/index.php?id=18 (stan na dzień 10.09.2011). [2] barwicz w.: wiązka elektronowa w przemyśle, wnt, warszawa, 1989. [3] dilthey u.: postęp w technologii spawania elektronowego i spawania laserowego, biuletyn instytutu spawalnictwa 05/2005. [4] philips a., nowak m., nowak m.: spawanie elektronowe w ciśnieniu zredukowanym – innowacyjna metoda spawania słupów elektrowni wiatrowych, przegląd spawalnictwa 12/2009. [5] tasak e.: metalurgia spawania, wydawnictwo jak, andrzej choczewski, kraków, 2008. wnioski porównanie przewidywanych (odczytanych z wykresu scheafflera i pseudopodwójnego układu fecr-ni) i rzeczywistych (uwidocznionych w badaniach mikroskopowych) struktur i morfologii przetopień przedstawiono w tablicy ii. rozbieżności pomiędzy przewidywaną, określoną za pomocą wykresu scheafflera oraz pseudopodwójnego układu fe-cr-ni, a rzeczywistą, uwidocznioną w badaniach metalograficznych mikroskopowych strukturą i morfologią (budową ferrytu δ) nadtopień mogą wynikać z tego, iż te wykresy sporządzone były dla klasycznych metod spawania. uzyskane w badaniach mikrotwardości (hv 1) wyniki poddano prostej analizie statystycznej w celu określenia średniej mikrotwardości, wielkości rozstępu oraz wariancji i odchylenia standardowego (miary zmienności). w tablicy iii przedstawiono wyniki przeprowadzonej analizy statystycznej. norma pn-en 10088 nie podaje, jakie powinny być maksymalne twardości hv stali austenitycznych x10crni18-8 oraz x9crni18-9. jednakże według jednego z wiodących producentów stali nierdzewnych, firmy thyssen krupp, stale austenityczne tych gatunków powinny charakteryzować się maksymalną twardością w granicach 225÷240 hv. najwyższe uzyskane w badaniach wartości mieszczą się w dopuszczalnych granicach. najmniejsze wartości najczęściej występowały w obszarach nadtopienia oraz linii wtopienia. spowodowane jest to zwiększoną w tych obszarach zawartością ferrytu δ, który charakteryzuje się mniejszą twardością niż austenit. wyniki analizy statystycznej świadczą o małym rozproszeniu wyników pomiarów mikrotwardości. przemiany struktury i twardości stali nierdzewnych austenitycznych w wyniku nadtapiania elektronowego są bardzo ograniczone w porównaniu z innymi metodami nadtapiania. strefa wpływu ciepła jest pomijalnie mała, a nadtopienie wykazuje wysoką jednorodność mikrostruktury i rozkładu mikrotwardości. tablica ii. porównanie przewidywanych i rzeczywistych struktur i morfologii przetopień table ii. comparision of suspected and real structure and morphology of melted zones p ró bk a przewidywana struktura uzyskana strukturawg wykresu scheafflera wg pseudopodwójnego układu fe-cr-ni x 9c rn i1 89 struktura czysto austenityczna struktura austenityczna z ferrytem o budowie wermikularnej lub płytkowej struktura austenityczna z ferrytem o budowie międzydendrytycznej x 10 c rn i1 88 struktura trójfazowa: austenit (a), martenzyt (m), ferryt (f) w ilości ok. 7% struktura austenityczna zawierająca ferryt wermikularny lub płytkowy struktura austenityczna zawierająca ferryt wermikularny (siatkowy, szkieletowy) tabela iii. zestawienie wyników analizy statystycznej mikrotwardości przetopień table iii. results of statistic analysis of melted zone microhardness przetopienie stali mikrotwardość (hv 1) max (xmax) min (xmin) średnia (x) rozstęp (r) wariancja (s2) odchylenie standardowe (s) x9crni18-9 linia 1 (1,5 mm) 221,3 171,1 194,6 50,2 331,80 18,22 x10crni18-8 linia 1 (2,5 mm) 178,9 155,6 166,6 23,3 44,64 6,68 linia 2 (6,5 mm) 181,2 153,2 169,3 28,0 64,17 8,01 ps 10 2015 www.pdf 53przegląd spawalnictwa vol. 87  10/2015 zgrzewanie rezystancyjne punktowe z pneumatycznym i serwomechanicznym dociskiem elektrod spot resistance welding with pneumatic and servomechanical electrode force dr inż. zygmunt mikno, mgr inż. szymon kowieski – instytut spawalnictwa. autor korespondencyjny/corresponding author: zygmunt.mikno@is.gliwice.pl streszczenie w artykule porównano dwa systemy docisku elektrod zgrzewarki w procesie zgrzewania rezystancyjnego tj. klasyczny pneumatyczny i serwomechaniczny. porównania dokonano na podstawie pomiarów wielkości charakterystycznych procesu tj.: prądu i napięcia zgrzewania oraz przebiegu siły docisku i przemieszczenia elektrod. wyznaczano wielkości pochodne prądu i napięcia zgrzewania i analizowano: przebieg mocy chwilowej, rezystancji zastępczej statycznej oraz energii dostarczonej do zgrzeiny. pomiary przeprowadzono na zgrzewarce inwertorowej dla technologicznych prób zgrzewania punktowego dwustronnego dla blach gatunku dx53 o grubości 1.5 mm z ochronną warstwą cynku. uzyskane wyniki zweryfikowano eksperymentalnie za pomocą badań niszczących tj. statycznej próby rozciągania oraz badań metalograficznych. słowa kluczowe: zgrzewanie rezystancyjne, systemy docisku elektrod zgrzewarki, pneumatyczny system docisku, serwomechaniczny system docisku abstract the article presents the comparison of two electrode force systems applied in resistance welding machines, i.e. pneumatic (i.e. classical) and servomechanical. the comparison was based on measurements of characteristic quantities of the process, i.e. welding current and voltage as well as the force and travel of electrodes. the study involved the determination of derived quantities of welding current and voltage as well as the analyses of momentary power, static slope resistance and energy supplied to the weld. measurements, involving the use of an inverter welding machine, were performed for technological tests of two-sided spot welding of 1.5 mm thick dx53 steel sheets provided with protective zinc coatings. the results were verified experimentally in destructive tests, i.e. static tensile tests and metallographic examinations. keywords: resistance welding, welding machine electrode force systems, pneumatic force system, servomechanical force system wstęp siła docisku elektrod w procesie zgrzewania rezystancyjnego jest parametrem charakterystycznym technologii, która wyróżnia ten proces spośród innych technologii spajania. zgrzewanie rezystancyjne jest procesem, w którym głównym źródłem ciepła jest przepływający przez obszar zgrzewania prąd, o odpowiednim przebiegu, w wyniku, czego następuje nagrzanie obszaru styku łączonych elementów metalowych, przy czym ma miejsce silne ich uplastycznienie lub/i stan ciekły. do uzyskania trwałego połączenia jest wymagany odpowiedni przebieg siły docisku [1]. jednym ze stosunkowo nowych podzespołów zgrzewarek, który w istotny sposób zmienia i zarazem znacząco usprawnia proces zgrzewania rezystancyjnego jest silnik serwomechaniczny. nowy system serwomechanicznego docisku elektrod, w porównaniu do klasycznego systemy pneumatycznego, charakteryzuje szereg zalet [2÷7]: i) oszczędności czasu wynikającego ze skróceniu cyklu zygmunt mikno, szymon kowieski technologicznego, ii) eliminacja niepożądanych dynamicznych uderzeń elektrody o materiał zgrzewany, iii) zwiększenie trwałości elektrod i brak deformacji roboczych części elektrod, iv) brak deformacji materiału zgrzewanego na początku zgrzewania, v) zredukowanie natężenie hałasu, vi) brak konieczności stosowania instalacji sprężonego powierza. zastosowanie systemu serwomechanicznego docisku, z uwagi na odmienny niż klasyczny system pneumatyczny, zmienia w istotny sposób przebieg procesu. różnice pomiędzy dwoma systemami docisku (pneumatyczny i serwomechaniczny) przedstawiono dla technologii zgrzewania punktowego dwustronnego na podstawie pomiaru wielkości charakterystycznych procesu takich jak: i) przebieg mocy, ii) przebieg rezystancji zastępczej statycznej, iii) energii dostarczonej do zgrzeiny, iv) przebieg siły docisku i przemieszczenia elektrod. 54 przegląd spawalnictwa vol. 87 10/2015 system pneumatycznego docisku na zgrzewarce z pneumatycznym system docisku przeprowadzono serię technologicznych prób zgrzewania celem wyznaczenia referencyjnej grupy przebiegów względem których porównywano wyniki uzyskane dla systemu serwomechanicznego docisku. wybranym reprezentatywnym przebiegiem, dla systemu pneumatycznego docisku, jest przebieg p1(2) (tablica i, wiersz 2). parametry technologii zgrzewania dla blach gatunku dx53 i grubości 1.5mm z ochronną warstwą cynku dobrano na podstawie doświadczeń autorów oraz publikacji [1][8][9]. wyniki dla tej technologicznej próby zgrzewania (p1(2)) stanowiły analizowany wariant odniesienia nr 1 o parametrach przedstawionych poniżej: – wariant 1 – parametry (tablica i, wiersz 1÷4, kolumna: i) d fzadana = 270 dan, ii) g fpoczątkowe = 270 dan, iii) b izgrz = 9.5 ka, iv) c tzgrz=220 ms). system pneumatycznego odcisku l.p. nr serii i [ka] zadane t pzadane e isk fp fmax tdw φj wariant uwagi [ms] [dan] [kj] [ka] [dan] [dan] [ms] [mm] a b c d e f g h i j k l 1 p1 9,5 220 270 2,31 9,58 272 330 1000 5,8 1 tdw=1000ms (p1_2) 2 9,5 220 270 1,98 9,56 270 324 1000 6,0 3 9,5 220 270 2,01 9,57 267 301 1000 5,9 4 2,1 270 5,9 system serwomechanicznego docisku l.p. nr serii i [ka] zadane t pzadane e isk fp fmax tdw φj wariant uwagi [ms] [dan] [kj] [ka] [dan] [dan] [ms] [mm] 8 s3, +0%p1 9,5 220 300 1,8 9,34 269 360 400 3,9 2 p=-0% 9 9,5 220 300 2,02 9,61 271 370 400 4,5 10 9,5 220 300 1,89 9,34 269 370 400 4,3 11 1,9 270 4,2 15 s5, -20%p1 9,5 220 250 2,21 9,46 219 330 400 5,8 3 p=-20% 16 9,5 220 250 2,27 9,44 220 304 400 5,7 17 9,5 220 250 2,27 9,41 221 304 400 5,7 18 2,3 220 5,7 21 s7, +20%p1 9,5 220 380 1,87 9,51 352 443 400 3,3 4 p=+20% 22 9,5 220 380 1,92 9,6 251 438 400 3,6 23 9,5 220 380 1,91 9,5 248 450 400 3,3 24 1,9 350 3,4 modyfikacja technologii serwo (modulująca siły docisku) 29 s10 9,5 220 100/200 2,65 9,96 106 395 400 7,0 5 serwo 1 (wyprysk) 30 9,5 220 100/200 2,61 9,98 105 390 400 6,5 30b 2,6 106 6,8 31 9,5 180 100/250 2,21 9,66 106 275 400 6,7 6 serwo 232 9,5 180 100/250 2,27 9,68 107 271 400 5,8 33 2,2 107 6,2 tablica i. parametry technologii zgrzewania i parametry charakterystyczne dla systemu pneumatycznego i serwomechanicznego docisku elektrod zgrzewarki table i. welding technology parameters and parameters characteristic of the pneumatic and of the servomechanical electrode force system na kolejnych rysunkach, dla systemu pneumatycznego docisku, przedstawiono odpowiednio: – rysunek 1 przebieg siły docisku elektrod i prądu zgrzewania (wariant 1), – rysunek 2 przebieg siły docisku elektrod i prądu zgrzewania (powiększenie z rysunku 1). – rysunek 3 przebieg prądu zgrzewania (wariant 1), – rysunek 4 przebieg rezystancji zastępczej statycznej (wariant 1), – rysunek 5 przebieg mocy chwilowej (wariant 1), – rysunek 6 przebieg przemieszczenia elektrod (wariant 1). na podstawie wybranych parametrów (rys. 1÷6) przeprowadzona została analiz porównawcza dla dwóch systemów docisku. w podsumowaniu wyników pomiaru parametrów dla systemu pneumatycznego docisku (wariant 1) należy zwrócić uwagę na rzeczywisty przebieg siły docisku. wartość siły docisku jest różna na początku i na końcu przepływu prądu zgrzewania. wartość siły docisku na początku zgrzewania 55przegląd spawalnictwa vol. 87  10/2015 wynosi 270 dan i jest to wartość zadana ustawiona na manometrze siłownika. na zakończenie przepływu prądu wartość siły docisku jest nieco wyższa i wynosi około 320 dan. wzrost wartości siły docisku o około 15 % wynika z nagrzewania się obszaru zgrzewania i tym samym rozszerzalności termicznej materiału zgrzewanego. siła docisku elektrod i siła wynikająca z rozszerzalności termicznej (materiałów zgrzewanych) powodują zwiększenie sumarycznej wartość siły (w układzie: materiał zgrzewany – elektroda – siłownik pneumatyczny). system pneumatyczny, z uwagi na sprężysty układ docisku jakim jest poduszka powietrzna cylindra dociskowego, w nieznacznym stopniu równoważy wzrost siły. w efekcie końcowym widoczny jest niewielki wzrost siły. należy nadmienić, że obserwowane zjawisko jest związane (i zależne) z parametrami zgrzewania tj. wartością prądu i czasem zgrzewania ale również z rodzajem zgrzewanych materiałów, wielkością (masą) siłownika w szczególności tłoka i tłoczyska. rys. 1. przebieg siły docisku elektrod i prądu zgrzewania dla systemu pneumatycznego docisku (wariant 1) fig. 1. course of electrode force and welding current waveform for the pneumatic force system (variant 1) rys. 2. przebieg siły docisku elektrod i prądu zgrzewania dla systemu pneumatycznego docisku (powiększenie z rysunku 1) fig. 2. course of electrode force and welding current waveform for the pneumatic force system (magnification from figure 1) system serwomechnicznego docisku dla sprawdzenia działania systemu serwomechanicznego docisku przeprowadzono rozpoznawcze technologiczne próby zgrzewania dla różnych wariantów związanych głównie z przebiegiem siły docisku i jej wartością początkową ale również czasem zgrzewania: – wariant 2, początkowa siła docisku elektrod równa wartości początkowej jak dla systemu pneumatycznego docisku (tablica i, wiersz 8, 9, 10 i 11, kolumna g fp =270 dan), – wariant 3, początkowa siła docisku elektrod pomniejszona o około 20 % (-20 %) jak dla systemu pneumatycznego docisku (tablica i, wiersz 15÷18, kolumna g fp =220 dan), – wariant 4, początkowa siła docisku elektrod powiększona o około 20 % (+20 %) jak dla systemu pneumatycznego docisku (tablica i, wiersz 21, 22, 23 i 24, kolumna g fp =350 dan), rys. 3. przebieg prądu zgrzewania dla systemu pneumatycznego docisku (wariant 1) fig. 3. welding current waveform for the pneumatic force system (variant 1) rys. 4. przebieg rezystancji zastępczej statycznej dla systemu pneumatycznego docisku (wariant 1) fig. 4. static slope resistance waveform for the pneumatic force system (variant 1) rys. 5. przebieg mocy chwilowej dla systemu pneumatycznego docisku (wariant 1) fig. 5. momentary power waveform for the pneumatic force system (variant 1) rys. 6. przebieg przemieszczenia elektrod dla systemu pneumatycznego docisku (wariant 1) fig. 6. course of electrode travel for the pneumatic force system (variant 1) 56 przegląd spawalnictwa vol. 87 10/2015 wartości zadane siły docisku (kolumna d dla wariantów 2÷4) z konieczności były wyższe z uwagi na dynamikę układu dociskowego i uzyskanie założonej początkowej wartości siły docisku elektrod (kolumna g). – wariant 5: – początkowa siła docisku elektrod około 30% wartości nominalnej jak dla systemu pneumatycznego docisku (tablica i, wiersz 29, 30 i 30b, kolumna g fp =100 dan) – wzrost wartości siły w czasie przepływu prądu do wartości 200 dan (tablica i, kolumna d), – wariant 6: – początkowa siła docisku elektrod ok. 30% wartości jak dla systemu pneumatycznego docisku (tablica i, wiersz 31, 32 i 33, kolumna g fp =100 dan), – wzrost wartości siły w czasie przepływu prądu do wartości 250dan (tablica i, kolumna d), – skrócenie czasu przepływu prądu z 220 do 180 ms (tablica i, kolumna c). na kolejnych rysunkach, dla systemu serwomechanicznego docisku przedstawiono odpowiednio dla różnych analizowanych wariantów (2÷6): – rys. 7 przebiegi prądu zgrzewania, – rys. 8 przebieg prądu zgrzewania i siły docisku elektrod, – rys. 9 – przebieg prądu zgrzewania i siły docisku elektrod (powiększenie z rysunku 8). – rys. 10 przebiegi rezystancji zastępczej statycznej, – rys. 11 przebiegi mocy chwilowej, – rys. 12 przebiegi przemieszczenia elektrod. rys. 7. przebieg prądu zgrzewania dla różnych wariantów (2÷6) dla systemu serwomechanicznego docisku fig. 7. welding current waveform for various variants (2÷6) of the servomechanical force system rys. 8. przebieg prądu zgrzewania i siły docisku elektrod dla różnych wariantów (2÷6) dla systemu serwomechanicznego docisku fig. 8. welding current waveform and course of electrode force for various variants (2÷6) of the servomechanical force system rys. 9. przebieg siły docisku elektrod i prądu zgrzewania dla różnych wariantów (2÷6) (powiększenie z rysunku 8) fig. 9. course of electrode force and welding current waveform for various variants of (2÷6) (magnification from figure 8) rys. 10. przebieg rezystancji zastępczej statycznej dla różnych wariantów (2÷6) dla systemu serwomechanicznego docisku fig. 10. static slope resistance waveform for various variants (2÷6) of the servomechanical force system rys. 11. przebieg mocy chwilowej dla różnych wariantów (2÷6) dla systemu serwomechanicznego docisku fig. 11. momentary power waveform for various variants (2÷6) of the servomechanical force system rys. 12. przebieg przemieszczenia elektrod dla różnych wariantów (2÷6) dla systemu serwomechanicznego docisku fig. 12. course of electrode travel for various variants (2÷6) of the servomechanical force system 57przegląd spawalnictwa vol. 87  10/2015 w czasie eksperymentów i analizy wyników zaobserwowano dużą zależność uzyskanych wyników (przebiegi rezystancji i mocy, energia) od przebiegu i wartości prądu zgrzewania. pomimo aktywnej opcji stabilizacji prądu zgrzewania ustawionej w układzie sterowania, obserwowano różnice w wartości prądu zgrzewania na poziomie 200a. dlatego we wszystkich analizowanych wariantach (1÷6), każda z technologicznych próby zgrzewania była dokładnie analizowana z uwzględnieniem wartości prądu zgrzewania (rys. 7). rysunek 8 przedstawia przebiegi siły docisku dla analizowanych pięciu wariantów (2÷6). na uwagę zasługuje początkowa (udarowa) wartość siły docisku (t zgrzewania = 100-150 ms). wartość ta wzrasta wraz ze wzrostem nastawianej roboczej siły docisku. jest to efekt działania algorytmu sterowania silnikiem serwo, którego szybkość dojazdu elektrody uzależniona jest od zadanej wartości siły docisku. rysunek 9 przedstawia przebieg siły docisku elektrod i prądu zgrzewania (powiększenie z rysunku 8). widocznym i zarazem charakterystycznym dla wariantów 2÷4 jest wzrost siły docisku w czasie przepływu prądu zgrzewania. wartość siły wzrasta o około 30 % (wariant 2 z 270 dan na 370 dan, wariant 3 z 220 dan do 310 dan, wariant 4 z 350 dan do 450 dan). jest to charakterystyczna cecha systemów serwo. układ docisku jest układem sztywnym (zdecydowanie sztywniejszym niż system pneumatyczny) co skutkuje większą wynikową siłą. efekt ten ma wpływ na przebieg procesu poprzez zmniejszenie rezystancji styków a w konsekwencji obniżenie wartości mocy i tym samym energii dostarczonej do zgrzeiny. w efekcie końcowym uzyskiwane jest jądro zgrzeiny odpowiednio o mniejszych rozmiarach. dla kolejnych wariantów, wraz ze wzrostem wartości siły docisku, uzyskiwana jest odpowiednio mniejsza średnica jądra zgrzeiny: – wariant 3, (p = p pneum -20 %), φ=5.7 mm (tablica i, wiersz 15, 16 i 17), – wariant 2, (p =p pneum.), φ=4.2 mm (tablica i, wiersz 8,9 i 10), – wariant 4, (p = p pneum +20 %), φ=3.4 mm (tablica i, wiersz 21÷23). rysunek 10 i 11 przedstawia odpowiednio przebieg rezystancji zastępczej statycznej i przebieg mocy chwilowej. charakterystyczny jest wzrost rezystancji dla wariantów w kolejności 3,2,4,5 i 6 co wynika ze zmniejszającej się siły docisku, szczególnie na początku procesu zgrzewania. coraz to większej rezystancji (rys. 10) odpowiada coraz to większa wartość mocy (rys. 11) również dla wariantów w tej samej kolejności 3,2,4,5 i 6. technologia z serwomechanicznym dociskiem elektrod została poszerzona o dwa dodatkowe warianty (5 i 6) w których siła docisku na początku wynosiła 30% wartości nominalnej jak dla pneumatycznego systemu docisku (100 dan). zdecydowanie mniejsza wartość siły pozwala na uzyskanie większej wartości rezystancji styków w obszarze zgrzewania co widoczne jest na rysunku 10. z kolei większa wartość rezystancji przy stałym prądzie zgrzewania (stabilizacja prądu) pozwala na uzyskanie (wydzielenie/wygenerowanie) większej mocy zgrzewania (rys. 11). dla wariantu 5 dla czasu zgrzewania 220 ms (tablica i, wiersz 29, 30, kolumna c) energia zgrzewania była o ok. 2 % wyższa niż dla systemu pneumatycznego docisku. dla zabiegu polegającego na ustawieniu mniejszej siły docisku spodziewać się można przekroczenia dopuszczalnej mocy chwilowej i w efekcie wyprysku ciekłego metalu. takie zjawisko zaobserwowano (wariant 5). jednak dla wyeliminowania niekorzystnego zjawiska jakim jest wyprysk ciekłego metalu skrócono czas zgrzewania (do 180 ms) i zwiększono wartość siły docisku pod koniec czasu przepływu prądu. wyniki dla wariantu nr 6 przedstawia tablica i (wiersz 31÷33). dla tego wariantu (w porównaniu do pneumatycznego systemu docisku) uzyskano: porównywalną wielkość jądra zgrzeiny φ=6.2 mm (tablica i, kolumna j) (system pneumatyczny φ=5.9 mm) porównywalną energię dostarczoną do zgrzeiny e= 2.2 kj (tablica i, kolumna e) (system pneumatyczny e=2.1 kj). istotnym jest wprowadzenie w wariancie 5 i 6 modulacji siły docisku. siła docisku na początku była stosunkowo mała (30% wartości siły jak dla pneumatycznego docisku) ale w czasie przepływu prądu zgrzewania została ona zwiększona do wartości 200 dan dla wariantu nr. 5 i do wartości 250 dan dla wariantu nr. 6. z analizy wyników uwidacznia się kilka zalet systemu serwomechanicznego tj. możliwość zgrzewania w krótszym czasie, możliwość nastawy mniejszego docisku na początku procesu zgrzewania (przepływu prądu) i możliwość modulacji wartości siły docisku w czasie przepływu prądu. porównanie systemu pneumatycznego i serwomechanicznego dla porównania systemu pneumatycznego i serwomechanicznego docisku wybrano trzy warianty: – wariant 1 – system pneumatyczny, parametry (tablica i, wiersz 1÷4, kolumna g fp = 270 dan), – wariant 3 system serwomechaniczny, zadana (początkowa) siła docisku elektrod pomniejszona o ok. 20% (20%) jak dla systemu pneumatycznego docisku (tablica i, wiersz 15÷18, kolumna g fp = 220 dan). wartość zadana siły docisku jest stała w całym zakresie technologii. – wariant 6 system serwomechaniczny: – początkowa siła docisku elektrod ok. 30% wartości jak dla systemu pneumatycznego docisku (tablica i, wiersz 31, 32 i 33, kolumna g fp =100 dan), – wzrost wartości siły w czasie przepływu prądu do wartości 250 dan (tablica i, kolumna d). następuje modulacja siły docisku. – skrócenie czasu przepływu prądu z 220 do 180 ms (tablica i, kolumna c). na kolejnych rysunkach, dla porównania systemu pneumatycznego z serwomechanicznym dociskiem przedstawiono odpowiednio dla różnych analizowanych wariantów (1,3 i 6): – rysunek 13 przebieg prądu zgrzewania, – rysunek 14 przebieg prądu zgrzewania i siły docisku elektrod, – rysunek 15 przebieg siły docisku elektrod i prądu zgrzewania (powiększenie z rysunku 14). – rysunek 16 przebieg rezystancji zastępczej statycznej, – rysunek 17 przebieg mocy chwilowej, – rysunek 18 przebieg przemieszczenia elektrod. rys. 13. przebieg prądu zgrzewania dla systemu pneumatycznego docisku (wariant 1) i serwomechanicznego docisku (wariant 1, 3 i 6) fig. 13. welding current waveform for the pneumatic force system (variant 1) and the servomechanical force system (variant 1, 3 and 6) 58 przegląd spawalnictwa vol. 87 10/2015 rys. 14. przebieg prądu zgrzewania i siły docisku elektrod dla systemu pneumatycznego docisku (wariant 1) i serwomechanicznego docisku (wariant 1, 3 i 6) fig. 14. welding current waveform and the course of electrode force for the pneumatic force system (variant 1) and the servomechanical force system (variant 1, 3 and 6) rys. 15. przebieg prądu zgrzewania i siły docisku elektrod dla systemu pneumatycznego docisku (wariant 1) i serwomechanicznego docisku (wariant 1, 3 i 6) (powiększenie z rysunku 14) fig. 15. welding current waveform and the course of electrode force for the pneumatic force system (variant 1) and the servomechanical force system (variant 1, 3 and 6) (magnification from figure 14) rys. 16. przebieg prądu zgrzewania i rezystancji zastępczej statycznej dla systemu pneumatycznego docisku (wariant 1) i serwomechanicznego docisku (wariant 1, 3 i 6) fig. 16. welding current waveform and static slope resistance waveform for the pneumatic force system (variant 1) and the servomechanical force system (variant 1, 3 and 6) dla pomniejszonej siły docisku o 20% dla serwomechanicznego docisku (wariant 3) w porównaniu do systemu pneumatycznego (wariant 1) uzyskujemy podobny wynik w postaci wielkości jądra zgrzeiny (φ=5.7 mm – wariant 3, φ=5.9 mm – wariant 1, tablica i, kolumna j) i energii dostarczonej do zgrzeiny (e=2.3 kj – wariant 3, e=2.1 kj – wariant 1, tablica i, kolumna e). na taki wynik ma wpływ przebiegi rys. 17. przebieg prądu zgrzewania i mocy chwilowej dla systemu pneumatycznego docisku (wariant 1) i serwomechanicznego docisku (wariant 3 i 6) fig. 17. welding current waveform and momentary power waveform for the pneumatic force system (variant 1) and the servomechanical force system (variant 3 and 6) rys. 18. przebieg prądu zgrzewani i przemieszczenia elektrod dla systemu pneumatycznego docisku (wariant 1) i serwomechanicznego docisku (wariant 3 i 6) fig. 18. welding current waveform and the course of electrode travel for the pneumatic force system (variant 1) and the servomechanical force system (variant 3 and 6) siły docisku dla systemu serwomechanicznego wariant 3 (rys. 15), który można określić jako zbliżony do systemu pneumatycznego (wariant 1). również podobny (nieznacznie wyższy) co do charakteru przebiegu i wartości jest przebieg rezystancji zastępczej statycznej oraz mocy chwilowej. natomiast przemieszczenie elektrod (rys. 18) dla systemu serwomechanicznego (wariant 3), w czasie przepływu prądu zgrzewania, jest o 50% mniejsze niż dla systemu pneumatycznego docisku (1). może to mieć istotny wpływ na przebieg procesu zgrzewania. zjawisko to wymaga dalszych badań w tym zakresie. siła docisku w przypadku systemu pneumatycznego (rys. 15, wariant 1) jest na stałym poziomie po zaniku przepływu prądu. dla serwomechanicznego docisku (wariant 3) następuje spadek wartości siły przy stałej nastawie wartości siły, co wynika z pewnej inercji systemu serwomechanicznego. można jednak skutecznie zwiększyć wartość siły (np. po zaniku prądu) dla uzyskania żądanej wartości np. dla przekuwania zgrzeiny, czego przykładem jest wariant 5 i przedstawiony przebieg siły docisku na rysunku 9. weryfikacja eksperymentalna dla przeprowadzonych technologicznych prób zgrzewania dla wariantów 1 i 6 wykonano badania wytrzymałości zgrzein w statycznej próbie rozciągania oraz badania metalograficzne. wyniki badań wytrzymałościowych zamieszczono w tablicy ii, a zdjęcia badań metalograficznych złączy zgrze59przegląd spawalnictwa vol. 87  10/2015 podsumowanie na podstawie uzyskanych wyników dla systemu pneumatycznego i serwomechanicznego docisku należy zwrócić uwagę na kilka istotnych aspektów: podejmując próbę powtórzenia (przełożenia) technologii zgrzewania punktowego wprost z parametrami jak dla systemu pneumatycznego należy pamiętać, że w czasie przepływu prądu zgrzewania wartość siły docisku dla systemu serwomechanicznego docisku wzrasta o około 30% (rys. 9). powyższe wymaga nastaw siły docisku o wartości o ok. 20% niższej niż dla systemu pneumatycznego docisku. pozostawienie (przełożenie) tych samych parametrów zgrzewania spowoduje dostarczenie (wydzielenie) mniejszej energii do zgrzeiny i uzyskanie zdecydowanie mniejszej średnicy jądra zgrzeiny (wariant 1 i 2). serwomechaniczny system docisku umożliwia modulację wartości siły docisku w czasie przepływu prądu zgrzewania (wariant 5 i 6). pozwala to na ustawienie niższej wartości siły docisku na początku zgrzewania (przepływu prądu), co skutkuje uzyskaniem większej rezystancji w styku i większej mocy zgrzewania. taki technologiczny zabieg pozwala na wygenerowanie odpowiednio większej mocy w krótszym czasie oraz skrócenie czasu zgrzewania (wariant 6), z zachowaniem stałej wartości najistotniejszego parametru jakim jest średnica jądra zgrzeiny. mniejsza siła na początku zgrzewania powoduje mniejsze udarowe uderzenie, co stanowi korzyść z punktu widzenia technologii zgrzewania. inne zalety wynikające z zastosowania systemu serwomechanicznego to: redukcji hałasu, zwiększenie trwałości elektrod, brak deformacji roboczych części elektrod, brak deformacji materiału zgrzewanego na początku zgrzewania, brak konieczności stosowania instalacji sprężonego powietrza. mniejsza siła docisku na początku przepływu prądu powoduje również wydzielanie większej mocy (więcej energii) co korzystnie wpływa na cały proces zgrzewania. wiąże się to z mniejszą powierzchnią styku elementów zgrzewanych co wpływa na zachowanie odpowiedniej (wysokiej) gęstości prądu zgrzewania. wyniki.prac.badawczych.są.rozpowszechnianie.w.ramach.projektu.tango.realizowanego.latach.2015-2017,.finansowanego. ze.środków.narodowego.centrum.nauki.i.narodowego.centrum.badań.i.rozwoju . literatura [1] klimpel a.: technologie zgrzewania metali i tworzyw termoplastycznych. wydawnictwo politechniki śląskiej gliwice 2005. [2] zhang x. q., chen g. l., zhang y. s.: on-line evaluation of electrode wear by servo gun. international journal of advanced manufacturing technology, vol 36, 2008. [3] honggang yanga, yansong zhanga, xinmin lai, guanlong chena: an experimental investigation on critical specimen sizes of high strength steels dp600 in resistance spot welding. materials & design, vol 29, no. 9, 2008. [4] slavick s. a.: using serwoguns for automated resistance welding. welding journal vol. 78, no7, 1999. [5] hana l., thorntona m., boomerb d., shergoldc m.:effect of aluminium sheet surface conditions on feasibility and quality of resistance spot welding, journal of materials processing technology vol. 210, 2010. [6] zhang x.q., chen g.l., zhang y.s.: characteristics of electrode wear in resistance spot welding dual-phase steels. materials and design, vol. 29, 2008. [7] mikno z., bartnik z.: projection welding with pneumatic and servomechanical electrode pressure system in fem calculation comparison. the 7th international seminar on advances in resistance welding 12-14 september 2012, busan, korea. conferences materials. [8] papkala h.: zgrzewanie oporowe metali, wydawnictwo kabe krosno 2003. [9] poradnik inżyniera, spawalnictwo tom 1, 2 wnt warszawa 2005. wariant wytrzymałość w statycznej próbie rozciągania średnica jądra zgrzeiny dan mm 1 2 3 4 5 średnia 1 785 790 735 735 775 764 6.0 6 770 795 765 775 790 779 6.0 tablica ii. wyniki badań wytrzymałość zgrzein w statyczne próbie rozciągania table ii. results of weld strength tests in static tensile tests wanych przedstawiono na rysunku 19. dla analizowanych dwóch wariantów tj. wariant nr 1 (system pneumatyczny, parametry zgrzewania: tablica i wiersz 1÷3) i wariantu nr 6 (system serwomechaniczny z modulacją siły docisku, parametry zgrzewania: tablica i, wiersz 31, 32) stwierdzono zbliżone wartości wytrzymałość zgrzein (tablica ii). dla systemu pneumatycznego docisku średnia wytrzymałość złączy zgrzewanych (5 próbek) wynosi 764 dan natomiast dla systemu serwomechanicznego docisku 779 dan. średnice jądra zgrzeiny w obydwu przypadkach tj. dla systemu pneumatycznego (rys. 19a) i systemu serwomechanicznego (rys. 19b) były takie same i wynosiły 6.0 mm. badania metalograficzne uwidoczniły również nieznacznie większy wgniot elektrod dla systemu pneumatycznego docisku (rys. 19). taki wynik jest odzwierciedleniem przemieszczenia elektrod (rys. 18), które jest większe dla wariantu nr 1 (system pneumatyczny) niż dla wariantu nr 6 (system pneumatyczny). rys. 19. struktury metalograficzne zgrzein dla dwóch różnych systemów docisku elektrod (trawienie nital). a) pneumatyczny – wariant 1 (parametry zgrzewania: tablica i, wiersz 1,2 i 3), b) serwomechaniczny – wariant 6 (parametry zgrzewania: tablica i, wiersz 31,32) fig. 19. metallographic structures of welds for two different electrode force systems (etchant: nital). a) pneumatic – variant 1 (welding parameters: table i, line 1,2 and 3), b) servomechanical – variant 6 (welding parameters: table i, line 31 and 32) ps 10 2016 www.pdf 43przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 zastosowanie metody pełnej akwizycji macierzy  do wizualizacji wad w technice ut phased-array application of full matrix capture for the visualization of flaws in the ut phased-array technique dr marcin lewandowski, inż. mateusz walczak, mgr. tomasz steifer – instytut podstawowych problemów techniki polskiej akademii nauk w warszawie. autor korespondencyjny/corresponding author: mlew@ippt.pan.pl streszczenie ultradźwiękowe systemy phased-array pozwalają na różne tryby skanowania i wizualizacji wad oraz zapewniają wyższą jakość inspekcji niż tradycyjne systemy jednokanałowe. kolejnym krokiem w rozwoju tych systemów będzie metoda akwizycji pełnej macierzy oraz zaawansowane algorytmy rekonstrukcji obrazów. w artykule przedstawiono zasady działania tych technik oraz wymagania jakie stawiają one przed systemami akwizycji i przetwarzania sygnałów. zaprezentowano także badawczy system uniwersalnej platformy ultradźwiękowej, który został opracowany specjalnie do testowania i praktycznego wdrażania tych metod. platforma posłużyła do badań i porównania dwóch metod rekonstrukcji przy wykorzystaniu akwizycji pełnej macierzy – metody sta (synthetic transmit aperture) i metody pwi (plane wave imaging). słowa kluczowe: ut phased-array; akwizycja pełnej macierzy; syntetyczna apertura abstract ultrasound phased-array systems allow the implementation of various modes of flaw scanning and visualization, as well as provide a higher inspection quality than traditional single-channel systems. full matrix capture and advanced image reconstruction algorithms will surely constitute the next step in the developing of these systems. the paper describes the principle of how these techniques work, and the requirements which acquisition and signal-processing systems consequently face. also presented in the paper is the versatile ultrasound research platform, which has been developed specifically for the testing and practical implementation of these methods. the platform has already served as a tool in the testing and comparison of two reconstruction methods that employ full matrix acquisition – the sta (synthetic transmit aperture) and pwi (plane wave imaging) method. keywords:  ut phased-array; full matrix capture; synthetic aperture wstęp systemy ultradźwiękowe do badań nieniszczących (ut) z głowicami phased-array (pa) zapewniają wyższą jakość inspekcji, skracają czas badania i pozwalają na różne mody skanowania i wizualizacji wad. na rynku dostępne są przenośne systemy pa realizujące skanowanie i rekonstrukcję obrazów 2d w czasie rzeczywistym w oparciu o zaprogramowane prawa ogniskowania (ang. focal laws) [1]. standardową metodą rekonstrukcji linii a-scan, z których, w kolejnym kroku, tworzony jest obraz 2d, nosi nazwę beamformingu [1]. w ostatnich latach rozwijana jest metoda pełnej akwizycji macierzy (ang. fmc – full matrix capture), która polega na rejestracji danych surowych ze wszystkich kanałów odbiorczych dla każdej emisji. metoda fmc otwiera zupełnie nowe możliwości przetwarzania sygnałów ech oraz rekonstrukcji obrazów. jedną z tych możliwości jest technika syntetycznej apertury (sa), która pozwala na uzyskanie wyższej i jednorodnej w całym badanym obszarze rozdzielczości poprzecznej, dzięki wykorzystaniu pełnej apertury głowicy ultradźwiękowej. algorytm tfm (ang. total focusing method) polega na numerycznym ogniskowaniu w każdym punkcie obrazu 2d za pomocą opóźnień wyliczanych z czasu propagacji impulsu od elementu nadawczego, do rozpraszacza i z powrotem do każdego elementu odbiorczego. realizacja tego algorytmu wymaga dużej mocy obliczeniowej oraz ogromnej przepustowości danych z systemu akwizycji w reżimie pracy fmc. dostęp do pełnej macierzy danych surowych umożliwia także realizację zaawansowanych algorytmów przetwarzania sygnałów i otwiera drogę do zupełnie nowych aplikacji i badania obiektów „trudnych”, dla których metoda pa była nieskuteczna [2]. w artykule krótko przedstawiono podstawy działania metod fmc oraz tfm, omówiono wymagania dot. aparatury do ich realizacji oraz zaprezentowano rezultaty badań własnych. należy się spodziewać, że omawiane techniki sa będą w najbliższych aktywnie rozwijane i wprowadzane do praktyki przemysłowych badań nieniszczących. marcin lewandowski, mateusz walczak, tomasz steifer przeglad welding technology review 44 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 metody akwizycji pełnej macierzy odbiór i zapamiętanie sygnałów ech ze wszystkich elementów głowicy dla każdego nadania nazywany jest akwizycją pełnej macierzy – fmc (ang. full matrix capture). metoda ta wymaga znacznych zasobów pamięci oraz przepustowości systemu akwizycji, a jeśli proces wizualizacji ma być realizowany w czasie rzeczywistym, także bardzo dużej wydajności obliczeniowej. przykładowo, dla 64 kanałów jednoczesnego próbkowania z częstotliwością 100 mhz i rozdzielczością 8-bitów, przepustowość strumienia danych fmc wynosi 6,4 gb/s. metoda tfm/sta metoda fmc sama z siebie nie definiuje schematu nadawczo-odbiorczego, czyli liczby i kolejności pobudzania przetworników nadawczych, ani profilu opóźnień. schemat ten należy rozpatrywać razem z planowaną metodą (algorytmem) rekonstrukcji obrazu. w wielu pracach z metodą fmc stosowany jest schemat i rekonstrukcja sta (ang. synthetic transmit aperture), w której nadaje się po kolei każdym pojedynczym przetwornikiem [3]. surowe dane (fmc) są wejściem do algorytmu rekonstrukcji obrazu, które polega na numerycznym ogniskowaniu odebranych ech w poszczególnych pikselach obrazu – algorytm ten znany jest w literaturze ndt pod nazwą total focusing method (tfm). w podejściu tym w kolejnych seriach pojedyncze przetworniki nadają falę kulistą i rejestrowany jest sygnał powrotny na wszystkich przetwornikach odbiorczych. dla każdego nadania rekonstruowane są obrazy na zadanej z góry siatce obrazowania. takie obrazy niskiej rozdzielczości są następnie uśredniane pomiędzy nadaniami dla uzyskania pojedynczego obrazu wysokiej rozdzielczości. obrazowanie falą płaską wadą metody sta jest względnie długi czas akwizycji danych oraz duża ilość danych do obliczeń oraz liczba obliczeń. algorytm rekonstrukcji tworzy wynikową wartość każdego piksela obrazu z n2 sygnałów ech, gdzie n jest rozmiarem pełnej apertury nadawczo-odbiorczej. metoda obrazowania falą płaską (plane wave imaging – pwi) jest obecnie szeroko stosowane w obrazowaniu medycznym do szybkiego obrazowania ruchomych struktur [4]. w odróżnieniu od klasycznych metod obrazowania, w których pojedyncza linia obrazu powstaje w oparciu o sygnał z nadania jednej ogniskowanej wiązki, w metodzie pwi z pojedynczego nadania uzyskujemy pełny obraz 2d. rozwiązanie takie skutkuje istotnym wzrostem w częstotliwości odświeżania pełnego obrazu (proporcjonalnym do liczby przetworników głowicy). jednocześnie, ponieważ w nadawaniu uczestniczy większa liczba przetworników, wzrasta moc akustyczna wprowadzana do ośrodka, a co za tym idzie – większy jest stosunek sygnału do szumu. nadawanie w metodzie pwi polega na nadaniu fali płaskiej pełną aperturą głowicy (tj. jednoczesnym pobudzeniu wszystkich przetworników). w efekcie, fale kuliste generowane przez pojedyncze przetworniki tworzą w ośrodku falę o (w przybliżeniu) płaskim froncie falowym. pozwala to na uzyskanie stałego ogniskowania we względnie szerokim przedziale głębokości pomiarowej. ponadto, wprowadzając liniowe opóźnienia dla kolejnych przetworników nadawczych możemy wygenerować także falę płaską pod różnymi kątami do osi głowicy. wykorzystanie informacji z kilku kątów nadawczych pozwala na poprawę jakości obrazu – jest to technika składania obrazów (ang. compounding). zgodnie z rozważaniami teoretycznymi, już niewielka liczba kątów pozwala osiągnąć podobne lub lepsze parametry obrazu, co w przypadku metody sta [5]. rekonstrukcja w przypadku obu metod rekonstrukcja odbywa się podobnie. dla każdego punktu na zadanej siatce rekonstrukcji obrazu i dla wszystkich zarejestrowanych sygnałów liczone są opóźnienia: od każdego nadajnika, do danego piksela i z powrotem do każdego elementu odbiorczego (standardowo przy założeniu znanej i stałej prędkości fali w ośrodku). wypadkowa energia sygnału w punkcie liczona jest jako średnia odpowiednio opóźnionych sygnałów. umiejętne przedstawienie obliczeń w postaci prostych operacji macierzowych pozwala na ich łatwe zrównoleglenie i tym samym znaczne przyśpieszenie. zależnie od charakterystyki ośrodka rekonstrukcja może wymagać uwzględnienia dodatkowych efektów, takich jak np. refrakcja. ponadto, jakość obrazu może być dalej optymalizowana przez wykorzystanie dodatkowych metod i algorytmów – np.: apodyzacja po stronie odbiorczej, alternatywne metody rekonstrukcji, adaptatywny beamforming, etc. na rysunku 1 pokazano porównanie metody sta oraz pwi dla 64-elementowej głowicy phased-array (olympus® 5l64) i częstotliwości nadawczej 5,5 mhz. dla metody pwi wykonane były jedynie 21 nadania, zaś dla sta 64 nadania. w obu metodach stosuje się pełną akwizycję macierzy, więc całkowita ilość danych do przetwarzania zależy liniowo od liczby nadań. zastosowany algorytm rekonstrukcji tfm pozwala na uzyskanie jednorodnej rozdzielczości poprzecznej w całym zakresie głębokości. przegląd rozwiązań dostępne na rynku przenośne i stacjonarne systemy ut phased-array (m.in. olympus, zetec) działają w oparciu o klasyczne algorytmy rekonstrukcji obrazów. większość systemów ma ograniczoną do 32 liczbę równoległych kanałów akwizycji – i taka jest maksymalna wielkość apertury używana w procesie tworzenia obrazu. zastosowane układy multiplekserów pozwalają na obsługę głowic pa o liczbie elementów do 128. na dzień dzisiejszy jedynym przenośnym systemem z wbudowaną funkcją fmc jest aparat gekko firmy karl deutsch. system ten potrafi realizować rekonstrukcję metodą tfm z prędkością ok. 20 obrazów/sek. rys. 1. obraz b-mode wad w monobloku z 7 otworami ø=3mm nawierconymi bocznie: (górny) rekonstrukcja pwi (21 nadań); (dolny) rekonstrukcja sta (dla 64 nadań). wizualizacja w zakresie dynamiki 20db. fig.  1. a b-mode image of defects in the monobloc with 7 side-drilled holes ø=3mm: (top) the pwi reconstruction (21 firings); (bottom) the sta reconstruction (64 firings). visualization dynamic range of 20db. 45przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 z drugiej strony są dostępne stacjonarne systemy pa, które wspierają nawet do 256 równoległych kanałów akwizycji (np. zetec dynaray oraz systemy modułowe: olympus focus px, zetec quartz). niestety, żaden z tych systemów nie umożliwia wydajnej implementacji metody fmc z powodu ograniczonej przepustowości interfejsu danych (<50 mb/s). ograniczenia dostępnych systemów powodują, że niemal wszystkie prace badawcze dot. metod fmc korzystają z implementacji w trybie off-line. opracowana w ippt pan uniwersalna badawcza platforma ultradźwiękowa (rys. 2) została oparta na nowej architekturze akwizycji i równoległego przetwarzania danych na procesorach graficznych (gpu). platforma zapewnia realizację akwizycji danych metodą fmc oraz ich przetwarzania w czasie rzeczywistym z użyciem algorytmu tfm. uniwersalna badawcza platforma ultradźwiękowa platforma może obsługiwać wszystkie ultradźwiękowej głowice pa [6]. obecnie, dzięki specjalnemu adapterowi, możemy korzystać ze standardowych głowic od aparatu omniscan firmy olympus®. platforma posiada 192 elektroniczne tory nadawczo-odbiorcze oraz tyle samo równoległych kanałów akwizycji. dzięki temu możliwa jest akwizycja pełnej macierzy danych z całej 192-elementowej głowicy jednocześnie. surowe dane, sygnały w.cz., są przesyłane z prędkością do 9gb/s do pamięci wbudowanego komputera pc, a następnie trafiają do procesorów gpu, gdzie zaimplementowane są algorytmy rekonstrukcji obrazów. wyposażenie systemu w max. 5 wysokowydajnych karty gpu (nvidia® titan x) daje dostępną moc obliczeniową 30 tflop/s dla liczb zmiennopozycyjnych pojedynczej precyzji. implementacja własnych algorytmów obliczeniowych odbywa się przy użyciu standardowych narzęrys.  2. widok uniwersalnej badawczej platformy ultradźwiękowej ze standardową 128-elementową głowicą phased-array firmy olympus® fig. 2. a view of the versatile ultrasound research platform with a standard 128-element phased-array olympus® probe. dzi programistycznych – tj. środowiska nvidia® cuda lub opencl. dostępna przepustowość i wydajność pozwala na realizację w czasie rzeczywistym rekonstrukcji 2d algorytmem tfm z prędkością do kilkuset obrazów na sekundę. pełna programowalność systemu, zarówno w zakresie określania schematów nadawczo-odbiorczych, jak i przetwarzania sygnałów, daje niemal nieograniczone możliwości realizacji badań porównawczych oraz testowania i walidacji nowych metod i algorytmów diagnostycznych. podsumowanie w ippt pan aktywnie prowadzimy prace b+r w zakresie nowych metod i aparatury do diagnostyki ultradźwiękowej w aplikacjach medycznych i przemysłowych. opracowana przez nas uniwersalna badawcza platforma ultradźwiękowa jest unikalnym narzędziem pozwalającym na testowanie, wdrażanie i walidację dowolnych metod akwizycji sygnałów i przetwarzania surowych sygnałów ech w.cz. z głowic phased-array. metody rekonstrukcji bazujące na pełnej macierzy danych pozwalają nie tylko na zwiększenie rozdzielczości oraz poprawę oceny wielkości/kształtu wad, ale także na zastosowanie obrazowania do zupełnie nowych materiałów i obiektów niejednorodnych, które dotychczas były trudne lub niemożliwe do badania. rozwijane obecnie algorytmy obrazowania adaptacyjnego pozwolą na uzyskanie obrazowania z poprawną geometrią dla obiektów wielowarstwowych i/lub z nierówną powierzchnią wejścia. nasza platforma jest unikalnym urządzeniem badawczym, które może znaleźć zastosowanie zarówno w laboratorium przy realizacji prac b+r w zakresie metod ut, jak i na linii produkcyjnej do wdrożenia zaawansowanych metod fmc w praktyce. literatura [1] m. lewandowski: metody rekonstrukcji obrazu z głowic phased-array, xviii seminarium nieniszczące badania materiałów zakopane, 13-16 marca 2012. [2] m. lewandowski: nowe metody syntetycznej apertury dla systemów phased-array, xxii seminarium nieniszczące badania materiałów, zakopane, 18-20 marca 2016. [3] m. lewandowski: nowe metody i zastosowania ultradźwiękowych systemów phased-array, xxi seminarium seminarium nieniszczące badania materiałów zakopane, 18-20 marca 2015. [4] m. tanter, m. fink: ultrafast imaging in biomedical ultrasound, ieee trans ultrason ferroelectr freq control, 61(1):102-19, 2014. [5] l. le jeune, s. robert, e. lopez villaverde, c. prada: plane wave imaging for ultrasonic non-destructive testing: generalization to multimodal imaging, ultrasonics, 64:128-138, 2016. [6] m. lewandowski, m. walczak, b. witek, p. kulesza, k. sielewicz: modular & scalable ultrasound platform with gpu processing, ieee international ultrasonics symposium (ius), dresden, germany, 2012. ps 10 2015 www.pdf 17przegląd spawalnictwa vol. 87  10/2015 spawalność tytanu grade 2 na przykładzie płaszczowo-rurowego wymiennika ciepła weldability of titanium grade 2 on example of shell and tube heat exchanger dr inż. grzegorz rogalski, dr inż. dariusz fydrych, dr inż. michał landowski, dr hab. inż. jerzy łabanowski, prof. nadzw. pg – politechnika gdańska. autor korespondencyjny/corresponding author: grzrogal@pg.gda.pl streszczenie w artykule scharakteryzowano właściwości, obszary zastosowania i problemy związane ze spawalnością tytanu i jego stopów. opracowano technologię spawania metodą tig płaszczowo-rurowego wymiennika ciepła typu jad b z tytanu grade 2, zaprezentowano wyniki badań nieniszczących i niszczących złączy spawanych. szczególną uwagę zwrócono na trudności związane z przygotowaniem krawędzi elementów do spawania i wynikające z nich niezgodności spawalnicze. słowa kluczowe: tytan, wymiennik ciepła, spawanie metodą tig, spawalność, niezgodności spawalnicze abstract the article describes the properties, application areas and problems with the weldability of titanium and its alloys. procedure of tig welding of shell and tube heat exchanger jad b made of grade 2 titanium was qualified and the results of non-destructive and destructive testing of welds were presented. particular attention was paid to the difficulties associated with the preparation of edges before welding and as a result to the welding imperfections. keywords: titanium, heat exchanger, tig welding, weldability, welding imperfections wstęp wymienniki ciepła to urządzenia, które znajdują zastosowanie w przemyśle energetycznym, farmaceutycznym, petrochemicznym, wydobywczym, spożywczym, maszynowym, chemicznym oraz biomedycznym [1,2]. stanowią również elementy systemów wentylacyjnych, grzewczych i klimatyzacyjnych, np. w układach solarnych, ogrzewania kominkowego czy pomp ciepła. innym obszarem implementacji takich urządzeń (np. wymienników płaszczowo-rurowych) są instalacje basenowe. dają one możliwość podgrzewania wody nie powodując spadku ciśnienia w instalacji, co jest istotne ze względów eksploatacyjnych. w ostatnim czasie zaobserwowano bardzo duże zainteresowanie basenami z wodą słoną. wymaga to stosowania materiałów konstrukcyjnych pozwalających na bezpieczną i bezawaryjną eksploatację, a więc cechujących się wysoką odpornością na działanie substancji zawartych w wodzie morskiej m.in.: chloru, fluoru i soli oraz umożliwiających pracę w warunkach wysokiej temperatury oraz wysokiego ciśnienia. innym ważnym aspektem jest bardzo dobra odporność korozyjna, np. na korozję naprężeniową [1÷3]. biorąc pod uwagę wymienione czynniki oraz możliwość łączenia przy zastosowaniu procesów spawania optymalnymi materiałami, które mogą być stosowane na takie urządzenia są tytan i jego stopy. takie rozwiązanie stosuje firma secespol sp. z o.o. w produkcji płaszczowo rurowych wymienników ciepła grzegorz rogalski, dariusz fydrych, michał landowski, jerzy łabanowski z serii ti (wymienniki tytanowe). oprócz szeregu zalet związanych z zastosowaniem tytanu charakteryzują się one niskimi stratami ciśnienia przy wysokich przepływach oraz kompaktowymi rozmiarami. dodatkowo zastosowanie rur karbowanych pozwala na zwiększoną turbulizację przepływu w obszarze warstwy przyściennej, co intensyfikuje wymianę ciepła. przykład omawianego wymiennika przedstawiono na rysunku 1. rys. 1. płaszczowo rurowy wymiennik ciepła typu ti 250 wykonany z tytanu gr. 2 produkowany przez firmę secespol [4] fig. 1. tube and shell heat exchanger type ti 250 made of titanium gr. 2 manufactured by secespol tytan i jego stopy można sklasyfikować wg struktury w stanie normalizowanym na trzy podstawowe gatunki: stopy jednofazowe α, stopy dwufazowe α+β oraz stopy jednofazowe β. wyróżnić można również dwie grupy przej18 przegląd spawalnictwa vol. 87 10/2015 ściowe: stopy pseudo α (składają się z fazy α, a także małej zawartości (<5%) pierwiastków stabilizujących fazę β), stopy pseudo β (składają się z fazy metastabilnej βm, jednak właściwościami są porównywalne do stopów α+β o znacznej zawartości fazy β). mając na uwadze zastosowanie przemysłowe najczęściej stosuje się oznaczenia zgodne z american society for testing and materials (astm). organizacja ta stworzyła podział tytanu i jego stopów na klasy w skali od 1 do 31. tytan techniczny występuje w czterech klasach o numerach od 1 do 4. wraz ze wzrostem numeru klasy rośnie twardość oraz wytrzymałość stopu tytanu, natomiast maleje jego plastyczność. w przemyśle najbardziej popularną odmianą jest klasa nr 2 (grade 2). tytan techniczny w temperaturze pokojowej posiada strukturę α. w przypadku kwalifikowania technologii spawania (pn-en iso 15614-5) oraz certyfikowania spawaczy (pn-en iso 9606-5) tytan i jego stopy został podzielony na grupy materiałowe, co zostało przedstawione w raporcie technicznym pn-cr iso 15608. wyróżnia się cztery grupy główne (51, 52, 53, 54) oraz dla grupy 51 cztery podgrupy (51.1; 51.2; 51.3; 51.4 – podgrupy różnią się między sobą zawartością o2). tytan i jego stopy w porównaniu z innymi materiałami konstrukcyjnym charakteryzuje się [5÷8]: – wysoką wytrzymałością względną (rm/γ) w stosunkowo szerokim zakresie temperatur (do ok. 500 °c), – wysoką odpornością korozyjną w środowiskach agresywnych, np. w wodzie morskiej (rys. 2), – wysoką temperaturą topnienia (1668 °c±5 °c), – paramagnetycznością, – niskim współczynnikiem rozszerzalności liniowej, – niską bioaktywnością, – niskim stopniem pochłaniania fali akustycznej (ok. czterokrotnie niższym niż stali). rys. 2. porównanie odporności na korozję stopu tytanu wt1-0 z innymi materiałami w wodzie morskiej [5] fig. 2. comparison of corrosion resistance of titanium alloy wt1-0 with other materials in seawater wykonywanie połączeń nierozłącznych z tytanu i jego stopów może być realizowane przy zastosowaniu różnych metod spajania, tzn.: spawania, zgrzewania, lutowania oraz klejenia. najczęściej stosowane obecnie procesy spawania to 141 (tig), 131 (mig), 15 (paw), spawanie laserowe i spawanie wiązką elektronów. w przypadku zgrzewania stosowane jest zgrzewanie elektryczne oporowe punktowe oraz liniowe, zgrzewanie z mieszaniem (fsw), zgrzewanie tarciowe, zgrzewanie wybuchowe oraz zgrzewanie dyfuzyjne. do lutowania wykorzystuje się piece próżniowe z kontrolowaną atmosferą. stosując każdą z wymienionych metod należy bezwzględnie pamiętać o specyficznych właściwościach tego materiału, które determinują różne trudności wpływające na spajalność tytanu. do podstawowych zalicza się [6÷8]: – bardzo wysoką aktywność chemiczną w podwyższonej temperaturze z węglem, azotem, tlenem i wodorem. źródła literaturowe podają różne (w zakresie 260 °c÷400 °c) wartości temperatury krytycznej [6]. z tego względu wymagana jest osłona obszaru spawania przy zastosowaniu gazu obojętnego (ar, he) oraz specjalnych komór albo nakładek spawalniczych ograniczających dostęp powietrza (rys. 3), – niskie przewodnictwo cieplne, które prowadzi do rozrostu ziaren ze względu na wydłużony czas przebywania spoiny oraz swc w wysokiej temperaturze, – skłonność do rozrostu ziaren podczas nagrzewania do wysokich temperatur, co jest charakterystyczne dla procesu spawania. ma to szczególne znaczenie w zakresie stabilności fazy β (>880 °c), – konieczność stosowania skoncentrowanych źródeł ciepła, co wynika z wysokiej temperatury topnienia tytanu. – badania technologii łączenia i właściwości eksploatacyjnych tytanu i jego stopów prowadzone są od wielu lat. dotyczą spawania skoncentrowanymi źródłami ciepła [9÷11], spawalności tytanu [10÷12], odporności korozyjnej [13], metalizacji natryskowej [14,15], jak również implementacji w medycynie i biomateriałach [16,17]. rys. 3. stała komora spawalnicza (a) oraz komory wodzące (b) służące do ochrony obszaru spawania [18] fig. 3. permanent welding chamber (a) and the trailing chamber (b) designed to protect the weld area a) b) badania własne cel i zakres badań celem badań było opracowanie wytycznych umożliwiających kwalifikowanie technologii spawania płaszczoworurowego wymiennika ciepła wykonanego z tytanu grade 2 19przegląd spawalnictwa vol. 87  10/2015 zgodnie z wymaganiami pn-en iso 15614-5 [19]. dodatkowym celem było określenie sposobu przygotowania elementów do spawania oraz jego wpływu na generowane niezgodności spawalnicze. po analizie trudności związanych ze spawaniem tytanu i jego stopów oraz konstrukcji płaszczowo-rurowego wymiennika ciepła typu jad b przyjęto następujący plan badań: 1) dobór metody spawania. 2) wykonanie prób technologicznych spawania z zastosowaniem komór wodzących w celu ustalenia parametrów prądowych oraz stopnia utlenienia powierzchni po spawaniu. 3) wykonanie złączy próbnych o wymiarach zgodnych z wymaganiami normy pn-en iso 15614-5 [19]. 4) przeprowadzenie badań nieniszczących (ndt) oraz niszczących (dt) zgodnie z wymaganiami pn-en iso 15614-5 [19]: – badania wizualne vt, – badania penetracyjne pt, – badania radiograficzne rt, – badania metalograficzne makroskopowe, – badania metalograficzne mikroskopowe, – statyczna próba rozciągania złączy spawanych. – próba zginania. – pomiary mikrotwardości w obszarze złącza spawanego (badania dodatkowe). 5) analiza wyników badań i sformułowanie wniosków. charakterystyka tytanu grade 2 do badań zastosowano najbardziej rozpowszechniony w przemyśle gatunek tytanu technicznego oznaczony jako asme sb-265 gr 2, gdzie: sb-265 – oznaczenie postaci wyrobu: płaskowniki i płyty, gr 2 – określenie klasy materiału: grade 2 (gatunek 2). nie zmienia on mikrostruktury α na skutek obróbki cieplnej. charakteryzuje się doskonałą równowagą pomiędzy wytrzymałością i plastycznością. w przypadku zachowania odpowiednich warunków spawania uznaje się go za łatwo spawalny oraz zgrzewalny. odporny jest również na działanie środowisk utleniających. według raportu technicznego pn-cr iso 15608 [20] tytan techniczny gr 2 należy do grupy 51.1. jej właściwości wytrzymałościowe wg normy astm b-265 gr 2 oraz atestu materiałowego oraz skład chemiczny przedstawiono w tablicach i oraz ii. właściwość rm [mpa] re [mpa] hv a [%] astm b-265 gr 2 345 275 145 20 atest materiałowy 30589 415 323 34 tablica i. właściwości mechaniczne tytanu technicznego wg astm b-265 gr 2 oraz atestu materiałowego 30589 table i. mechanical properties of pure titanium acc. to astm b-265 gr 2 and the certificate of material 30589 %n %c %h %fe %0 %pd %al %mo %v %ni %ti astm b-265 gr 2 <0,03 <0,1 <0,015 <0,3 <0,25 ~99,305 atest materiałowy 30589 0,008 0,01 0,001 0,095 0,12 ~99,766 tablica ii. skład chemiczny tytanu technicznego wg astm b-265 gr 2 oraz atestu materiałowego 30589 table ii. chemical composition of pure titanium acc. to astm b-265 gr 2 and the certificate of material 30589 wykonanie złączy próbnych ze względu na zakres grubości elementów, z których wykonany jest wymiennik oraz jego konstrukcję do spawania wytypowano proces 141 (tig). do wykonania złączy próbnych zastosowano pręt o oznaczeniu wg aws a5.16: er ti-2 i średnicy 2,0 mm. skład chemiczny oraz właściwości wytrzymałościowe stopiwa przedstawiono w tablicy iii. próbki w postaci blach o wymiarach zgodnych z pn-en iso 15614-5 [19] zostały przed spawaniem dokładnie oczyszczone oraz sczepione. krawędzi elementów nie ukosowano (spoina na i), boczne powierzchnie przeszlifowano. gaz zastosowany do osłony spoiny, grani (gaz formujący) oraz w komorze wodzącej to i1 (99,99% ar) wg pn-en iso 14175 [21]. zastosowano prąd stały o biegunowości ujemnej dc(-) oraz elektrodę nietopliwą wl15 o średnicy 3,2 mm. ilość wprowadzonego ciepła była na poziomie 0,24÷0,32 kj/mm. pierwsze złącza wykonane w ramach prób technologicznych zostały poddane badaniom wizualnym oraz radiograficznym. podczas badań wizualnych nie stwierdzono niezgodności spawalniczych. badania radiograficzne ujawniły w spoinie pojedyncze pęcherze gazowe zlokalizowane w obszarze przejścia lica spoiny w materiał rodzimy (rys. 4). na podstawie analizy sposobu przygotowania elementów przed spawaniem ustalono, że stosowanie szlifierek szybkoobrotowych prowadzi do lokalnego nadtapiania obszarów na bocznych krawędziach próbek i formowania związków międzymetalicznych. w czasie stapiania krawędzi powstają gazy, które są przyczyną formowania pęcherzy gazowych. po zastosowaniu szlifowania wolnoobrotowego niezgodności te nie pojawiały się. następnie wykonano złącza próbne, które zostały poddane badaniom zgodnie z ustalonym planem. tablica iii. skład chemiczny oraz właściwości wytrzymałościowe stopiwa wg atestu materiałowego 902485 table iii. chemical composition and mechanical properties of filler material acc. to material certificate 902485 skład chemiczny %c %fe %o %h %n %ti 0,015 0,03 0,09 0,004 0,007 reszta skład chemiczny rp0,2 [mpa] rm [mpa] a [%] 275 540 20 rys. 4. fragment radiogramu z widocznymi pęcherzami gazowymi w postaci ciemnych kropek fig. 4. part of radiograph with visible porosity (dark spots) 20 przegląd spawalnictwa vol. 87 10/2015 wyniki badań i ich analiza badania nieniszczące badania wizualne (vt), penetracyjne (pt) oraz radiograficzne (rt) złączy próbnych wykonano zgodnie z zaleceniami przedmiotowych pn-en iso 17637 [22], pn-en iso 3452-1 [23] oraz pn-en iso 17636 [24]. badania nie ujawniły niezgodności spawalniczych, np. podtopienia lica i grani, pęcherzy gazowych, pęknięć i innych. nie stwierdzono występowania tlenku tytanu (rutylu) na powierzchni lica spoiny oraz grani, co jest wynikiem poprawnie dobranego natężenia przepływu gazu osłonowego oraz zastosowania komór. pozwoliło to na sklasyfikowanie badanych złączy na poziomie jakości b zgodnie z wymaganiami pn-en iso 5817 [25]. badania niszczące badania wytrzymałości na rozciąganie statyczną próbę rozciągania przeprowadzono zgodnie z pn-en iso 4136 [26] oraz pn-en iso 6892-1 [27]. temperatura badania wynosiła 23±5 ˚c. do badań zastosowano uniwersalną maszynę wytrzymałościową zd30. uzyskano wartości (tablica iv) powyżej założonego kryterium akceptacji (rm=345 mpa), a zerwanie próbek nastąpiło w materiale rodzimym, co potwierdza właściwy dobór materiału dodatkowego, techniki i parametrów spawania. nr próbki seria wytrzymałość na rozciąganie rm [mpa] średnia wytrzymałość na rozciąganie rm [mpa] miejsce zerwania próbki t-01 1 574 576,33 materiał rodzimy 2 581 materiał rodzimy t-02 3 524 521,33 materiał rodzimy 4 520 materiał rodzimy tablica iv. wyniki statycznej próby rozciągania złączy próbnych table iv. the results of the tensile test próba zginania statyczną próbę zginania przeprowadzono wg pn-en iso 5173 [28]. próbki pobrano zgodnie z pn-en iso 15614-1. wykonano po dwie próby z rozciąganiem lica (tfbb) oraz z rozciąganiem grani (trbb). wyniki badań przedstawiono w tablicy v. na podstawie obserwacji próbek okiem uzbrojonym (lupa 5×) nie stwierdzono pęknięć oraz naderwań (rys. 5). świadczy to o poprawnie wykonanych złączach próbnych bez niezgodności spawalniczych i jednocześnie charakteryzujących się dobrą plastycznością. nr próbki średnica trzpienia gnącego [mm] kąt zginania [°] wynik trbb 1 8,0 180 pozytywny trbb 2 8,0 180 pozytywny tfbb 1 8,0 180 pozytywny tfbb 2 8,0 180 pozytywny tablica v. wyniki próby zginania table v. the results of the bending tests a) b) rys. 5. widok spoiny po próbie zginania: a) lico; b) grań fig. 5. view of weld after bending test: a) face; b) root badania metalograficzne makroskopowe badania metalograficzne makroskopowe przeprowadzono zgodnie z wymaganiami pn-en iso 17639 [29]. na rysunku 6 przedstawiono zgład metalograficzny badanego złącza spawanego. nie stwierdzono występowania niezgodności spawalniczych typowych dla spawania metodą 141 tytanu, np. podtopień lica i grani, pęcherzy gazowych oraz pęknięć. próbki charakteryzują się symetryczną budową spoiny i prawidłowym przetopieniem krawędzi. stwierdzono intensywny rozrost ziaren w spoinie i zmniejszanie ich rozmiaru w kierunku materiału rodzimego. rys. 6. zgład makroskopowy złącza próbnego, trawienie hcl/hf fig. 6. macro section of welded specimen, etching hcl/hf badania metalograficzne mikroskopowe badania metalograficzne mikroskopowe przeprowadzono zgodnie z wymaganiami pn-en iso 17639 [29]. próbki zostały przygotowane wg standardowej procedury (szlifowanie, polerowanie, trawienie). do trawienia zastosowano odczynnik hcl/hf. przykładowe wyniki badań mikroskopowych przedstawiono na rysunkach 7 i 8. na rysunku 7a przedstawiono strukturę materiału rodzimego, drobne ziarna fazy α charakterystyczne dla tytanu technicznego. w obszarze przejścia (rys. 7b) zidentyfikowano gruboziarniste fazy α’ (struktura iglasta) i α (struktura ziarnista) w linii wtopienia oraz strefę częściowej rekrystalizacji fazy β. występowanie tych faz jest konsekwencją oddziaływania cyklu cieplnego spawania. rysunek 8a i 8b przedstawia makrostrukturę swc w pobliżu linii wtopienia oraz spoiny. w obszarze tym zaobserwowano wzrost wielkości ziarna, co charakteryzuje fazy gruboziarniste (α’). w rozpatrywanym przypadku taki 21przegląd spawalnictwa vol. 87  10/2015 wzrost wielkości ziarna nie spowodował spadku plastyczności, o czym świadczą poprawne wyniki próby zginania, jak również wyniki badań wytrzymałości na rozciąganie. pomiary mikrotwardości pomiary mikrotwardości złączy spawanych wykonano metodą vickersa zgodnie z wymaganiami pn-en iso 6507-1 [30]. rys. 7. mikrostruktura materiału rodzimego tytanu gr. 2 (a) oraz strefy przejściowej mr-swc-spoina (b), trawienie hcl/hf fig. 7. the microstructure of the base material of titanium gr. 2 (a) and transition zone bm-haz-wm (b), etching hcl/hf a) b) rys. 8. mikrostruktura swc (a) oraz spoiny (b), trawienie hcl/hf fig. 8. the microstructure of the haz (a) and wm (b), etching hcl/hf a) b) zastosowano siłę obciążającą 4,9 n (hv0,5). wykonano po trzy pomiary w materiale rodzimym, strefie wpływu ciepła oraz spoinie (15 punktów pomiarowych). wyniki badań przedstawiono na rysunku 9. największy wzrost twardości stwierdzono w spoinie (179 hv0,5). jest to charakterystyczna cecha tego materiału ze względu na występowanie w tym obszarze gruboziarnistej fazy (faza α’ i α).stwierdzone wartości maksymalne twardości hv0,5 nie powodują wzrostu kruchości spoiny, co potwierdziły badania wytrzymałościowe i próba zginania. rys. 9. rozkład twardości złącza próbnego fig. 9. hardness distribution across test joint wnioski na podstawie wyników przeprowadzonych badań sformułowano następujące wnioski: zastosowana technologia spawania pozwoliła na pozytywne kwalifikowanie technologii spawania zgodnie z wymaganiami pn-en iso 15614-5. istotnym aspektem procesu technologicznego spawania jest właściwe przygotowanie krawędzi elementów (ukosowanie). należy zwrócić uwagę na stosowanie odpowiednich narzędzi, np. tarczy do stali nierdzewnej austenitycznej 22 przegląd spawalnictwa vol. 87 10/2015 literatura [1] świerczyńska a., rogalski g., fydrych d.: badania właściwości i struktury spawanych austenitycznych rur wymienników ciepła. przegląd spawalnictwa 6/2010. [2] rogalski g., fydrych d.: kwalifikowanie technologii spawania wg pnen iso 15614-8 na przykładzie płyt sitowych w u-rurowych wymiennikach ciepła. przegląd spawalnictwa 2/2012. [3] rogalski g., łabanowski j., fydrych d., świerczyńska a.: wpływ obróbki cieplnej na właściwości spawanych austenitycznych rur wymienników ciepła. przegląd spawalnictwa 6/2014. [4] www.secespol.pl [5] bylica a., sieniawski j.: tytan i jego stopy. warszawa, pwn 1985. [6] tubielewicz k., zaborski a.: specyfika łączenia (spawania) stopów tytanu. technologia i automatyzacja montażu 2-3/2007. [7] banasik m., szczok e.: osiągniecia i problemy w zakresie spawania tytanu i jego stopów cz. i. tytan tworzywo stosowane na konstrukcje spawane. biuletyn instytutu spawalnictwa 6/1996. [8] osip h., wójcik j.: zastosowanie stopów tytanu na konstrukcje okrętowe. przegląd spawalnictwa 12/1994. [9] szymlek.: spawanie elektronowe i spawanie tig blach z tytanu technicznego. advances in materials science 1/2008. [10] lacki p., adamus k.: specyfika spawania cienkich blach tytanowych o różnych właściwościach mechanicznych. obróbka plastyczna metali 3/2012. [11] szymlek k.: spawanie laserowe blach z tytanu technicznego. przegląd spawalnictwa 3/2009. [12] szczok e.: badania i zastosowanie łukowego spawania grubych blach tytanowych. biuletyn instytutu spawalnictwa 5/1997. [13] szymlek k., kania c.: fouling of titanium and stainless steel in sea water. advances in materials science 2/2009. [14] chmielewski t., golański d.: modelowanie numeryczne naprężeń własnych w złączach al2o3-ti oraz al2o3-(ti+al2o3) formowanych podczas natryskiwania detonacyjnego. przegląd spawalnictwa 9/2009. [15] chmielewski t., golański d.: selected properties of ti coatings deposited on ceramic aln substrates by thermal spraying. welding international 8/2013. [16] orlicki r., kłaptocz b.: tytan i jego stopy – właściwości w stomatologii oraz sposoby przetwarzania. inżynieria stomatologiczna. biomateriały. tom i 1/2003. [17] jażdżewska m., zieliński a.: modyfikacja struktury i właściwości warstwy wierzchniej stopu tytanu ti-6al-4v otrzymywanej techniką nadtapiania laserowego w warunkach ultraszybkiej krystalizacji. inżynieria materiałowa 5/2009. [18] http://www.rywal.com.pl [19] pn-en iso 15614-5:2008 specyfikacja i kwalifikowanie technologii spawania metali. badanie technologii spawania. część 5: spawanie łukowe tytanu, cyrkonu i ich stopów. [20] pn-cr iso 15608:2002 spawanie. wytyczne systemu podziału materiałów metalowych na grupy. [21] pn-en iso 14175:2009 materiały dodatkowe do spawania. gazy i mieszaniny gazów do spawania i procesów pokrewnych. [22] pn-en iso 17637:2011 badania nieniszczące złączy spawanych. badania wizualne złączy spawanych. [23] pn-en iso 3452-1:2013-08 badania nieniszczące. badania penetracyjne. część 1: zasady ogólne. [24] pn-en iso 17636:2013-06 badania nieniszczące spoin. badania radiograficzne. cześć 1: techniki promieniowania x i gamma z błoną. [25] pn-en iso 5817:2014-05 spawanie. złącza spawane ze stali, niklu, tytanu i ich stopów (z wyjątkiem spawanych wiązką). poziomy jakości według niezgodności spawalniczych. [26] pn-en iso 4136:2013-05 badania niszczące złączy spawanych metali. próba rozciągania próbek poprzecznych. [27] pn-en iso 6892-1:2010 metale. próba rozciągania. część 1: metoda badania w temperaturze otoczenia. [28] pn-en iso 5173:2010 spawalnictwo. badania niszczące spoin w materiałach metalowych. badanie na zginanie. [29] pn-en iso 17639:2013-12 badania niszczące spawanych złączy metali. badania makroskopowe i mikroskopowe złączy spawanych. [30] pn-en iso 6507-1:2007 metale. pomiar twardości sposobem vickersa. część 1: metoda badań oraz dobór parametrów obróbki ściernej lub skrawaniem. nieodpowiednie przygotowanie prowadzi do formowania się niezgodności spawalniczych, np. pęcherzy gazowych. wyniki próby zginania oraz wytrzymałości na rozciąganie pozwalają stwierdzić, że zastosowana ilość wprowadzonego ciepła oraz rodzaj spoiwa zapewniają właściwą plastyczność złącza spawanego. w spoinie zidentyfikowano fazy gruboziarniste o najwyższej twardości. w obszarze swc doszło do zmniejszenia rozmiaru ziarna i spadku twardości. uzyskane struktury nie spowodowały niedopuszczalnego spadku właściwości wytrzymałościowych i plastycznych. autorzy.dziękują.firmie.secespol.sp ..z.o .o ..z.nowego.dworu.gdańskiego.za.pomoc.w.wykonaniu.złączy.próbnych.wykorzystanych.w.badaniach 201402_pspaw_9185.pdf 7przegląd spawalnictwa 2/2014 tomasz chmielewski dariusz golański janusz bazela grzegorz gontarz badania właściwości powłok zn i al natryskiwanych łukowo na stal s235jr investigation of the properties of zn and al coatings  deposited by arc spraying onto s235jr steel substrate dr hab. inż. tomasz chmielewski, prof. pw; dr hab. inż. dariusz golański, prof. pw; mgr inż. grzegorz gontarz politechnika warszawska; mgr inż. janusz bazela – sciteex sp. z o.o. autor korespondencyjny/corresponding author: t.chmielewski@wip.pw.edu.pl abstract the article presents results of research of the properties of zn and al coatings deposited by arc spraying method onto a substrate of s235jr steel according to pn-en 10020. in this study the microstructure of the coatings was characterized together with their hardness and adhesion to the substrate. in an indirect way, the level of coating residual stresses were calculated, through the precise measurement of sample deflection that was used to calculate the stress magnitude. keywords: thermal spraying, anodic coating streszczenie w artykule przedstawiono wyniki badań właściwości powłok cynkowych i aluminiowych natryskiwanych łukowo na podłoże ze stali s235jr wg pn-en 10025. powłoki natryskiwano agregatem metallisation s350. w ramach prowadzonych badań scharakteryzowano mikrostrukturę powłok, ich twardość i przyczepność do podłoża. w sposób pośredni określono poziom naprężeń własnych w powłokach, dokonując precyzyjnego pomiaru ugięcia próbek i wyznaczenia na tej podstawie wartości naprężenia średniego. słowa kluczowe: natryskiwanie cieplne, powłoki anodowe wstęp powłoki cynkowe i aluminiowe na podłożu stalowym stanowią anodowy protektor podłoża przed korozją elektrochemiczną. wytwarzanie powłok metalowych przez natryskiwanie cieplne, nazywane również metalizacją natryskową, znane jest już od ponad wieku, a prekursorem tej metody w polsce jest instytut mechaniki precyzyjnej w warszawie. natryskiwanie termiczne od początku swego istnienia jest nieustannie rozwijane, zarówno pod względem stosowania nowych źródeł ciepła, konstrukcji urządzeń, jak i modyfikacji materiałów powłokowych. natryskiwanie termiczne cynku i aluminium realizuje się najczęściej metodą łukową, ewentualnie płomieniową odmianą poddźwiękową. stosowanie wysokoenergetycznych metod natryskiwania, takich jak płomieniowe naddźwiękowe czy plazmowe, do natryskiwania cynku i aluminium nie znajduje szerokiego zastosowania. z jednej strony wynika to z relatywnie niskich wartości temperatury topnienia cynku i aluminium, a z drugiej od powłok ochronnych anodowych nie jest oczekiwana wysoka 8 przegląd spawalnictwa 2/2014 przyczepność czy niska porowatość, gdyż ochrona katodowa nie jest od nich zależna. natryskiwanie powłok anodowych na stal jest alternatywą dla ogniowego i galwanicznego cynkowania stali. ze względu na różne uwarunkowania techniczno-ekonomiczne, natryskiwanie cynku, czy aluminium w celu ochrony katodowej stosuje się najczęściej do konstrukcji o znacznych rozmiarach przekraczających gabaryty wanien cynkowniczych (np. przęsła mostów), a także w przypadku konstrukcji trwale związanych z miejscem eksploatacji lub gdy za wysokie stężenie krzemu i węgla w stali utrudnia cynkowanie ogniowe. natryskiwanie termiczne powłok anodowych ma również tę zaletę, że może być stosowane lokalnie, np. w miejscu naprawy spoiny czy innego elementu konstrukcji stalowej. ochrona elektrochemiczna metali metody ochrony elektrochemicznej są oparte na zmianie potencjału elektrodowego metalu w celu zahamowania lub ograniczenia jego rozpuszczania w środowisku korozyjnym. w zależności od kierunku przesuwania potencjału elektrodowego chronionego metalu do wartości niższej lub wyższej (do zakresu pasywnego) rozróżniane są metody ochrony katodowej i anodowej. cynk i aluminium jako materiały mniej szlachetne w stosunku do stali, tj. będące wobec stali anodą, tworzą ochronę katodową. ochrona katodowa oznacza, że przedmiot poddany ochronie spełnia rolę katody w korozyjnym ogniwie galwanicznym. potencjał elektrodowy chronionego metalu przesuwa się w kierunku dodatnim, a więc roztwarzanie (utlenianie) tego metalu jest ograniczone. metal chroniony jest katodą, na której mogą zachodzić tylko reakcje redukcji. rozróżnia się ochronę katodową galwaniczną i elektrolityczną [1÷3,10]. galwaniczna ochrona katodowa nazywana również protektorową zachodzi bez użycia zewnętrznego źródła prądu. chroniony przedmiot (stal) jest katodą ogniwa galwanicznego, którego anodę stanowi celowo tracony metal mniej szlachetny (zn, al lub ich stopy) zwany protektorem. protektor, roztwarzając się, zabezpiecza chroniony przedmiot. protektorem może być powłoka na metalu chronionym (np. cynk na stali) lub odpowiednio rozmieszczone płyty anodowe. dobór rodzaju materiału powłoki przeciwkorozyjnej jest uzależniony od środowiska, w jakim ma być eksploatowana, a grubość determinuje okres trwałości, jak przedstawiono w tablicy i. dla środowiska kwaśnego stosuje się powłoki aluminiowe, a dla środowiska o odczynie zasadowym powłoki cynkowe. elektrolityczna ochrona katodowa ma miejsce wówczas, gdy chroniony przedmiot jest katodą ogniwa zasilanego prądem stałym z zewnętrznego źródła prądu (zasilacza elektrycznego). pomocnicza anoda jest najczęściej wykonana z materiału nieulegającego roztwarzaniu (pt, pb, ni). natryskiwanie powłok przebieg procesu natryskiwania cieplnego w zależności od zastosowanej odmiany może być stosunkowo prosty lub znacznie bardziej skomplikowany, niemniej jednak w każdym przypadku sprowadza się do stopienia i rozpylenia lub znacznego nagrzania materiału powłokowego, przyspieszenia go w strumieniu natryskowym i skierowania na powierzchnię modyfikowanego przedmiotu. w kolejnym etapie dochodzi do uderzenia tablica i. grubość powłok ochronnych z cynku, aluminium i ich stopów, natryskiwanych cieplnie na stal, zależnie od warunków eksploatacji i wymaganej twardości wg pn-h-04684 (m – powłoka uszczelniana jedną warstwą powłoki malarskiej lub pokryta wielowarstwową powłoką malarską) table i. the thickness of the protective coatings of zn and al or their alloys, deposited by thermal spraying onto the steel substrate, depending upon operating conditions and the required hardness according to pn-h-04684 (m – the sprayed coating with additional covering with one or multi-layer of paint coat) środowisko materiał powłoki minimalna grubość powłoki, µm trwałość powłoki, liczba lat 5÷10 10÷20 20÷30 >40 atmosfera przemysłowa zn 150m 200m — — al 200 150m 200 150m 300 200m 350 250m znal15 150 120m 200 150m 300 200m — almg5 200 150m 200 150m 300 200m 350 250m atmosfera morska zn 200 150m 250 200m 350 250m — al 250 200m 300 250m 350 250m — znal15 150 100m 200 150m 250 200m 350 300m almg5 250 200m 300 350m 350 250m — woda słodka zn 200 100m 250 150m 300 200m 350 250m al 200 150m 250 150m 250m 300m znal15 150 100m 200 120m 250 150m 300 200m almg5 200 150m 250 200m 250m 300m woda morska zn 150m 250 200m 350 — — al 150m 250 200m 300 250m 350 300m znal15 120m 150m 200m 250m almg5 200m 250 250m 300 300m 350 — woda gorąca do 100°c al almg5 250 250 300 300 — — 9przegląd spawalnictwa 2/2014 rozpędzonych cząstek materiału powłokowego w warstwę wierzchnią modyfikowanego materiału i połączenia z nim. charakterystyczną cechą natryskiwania jest brak nadtopienia podłoża. stosunkowo wysoka energia cieplna i kinetyczna cząstek w strumieniu natryskowym umożliwia uzyskanie przyczepności powłoki do podłoża. połączenie powłoki z warstwą wierzchnią podłoża ma charakter złożony i częściowo polega na mechanicznym zakleszczeniu cząstek powłoki w nierównościach podłoża, w części na adhezyjnym (wiązania międzycząsteczkowe) oddziaływaniu materiału podłoża i powłoki, a niekiedy może mieć lokalnie charakter wiązań atomowych lub być efektem powstania dyfuzyjnej warstwy przejściowej. natryskiwanie termiczne umożliwia wykonywanie powłok różnych metali i stopów, które mogą pełnić funkcję ochronną, dekoracyjną lub regeneracyjną [5, 6, 11]. na potrzeby badań zastosowano natryskiwanie łukowe, w którym źródłem ciepła jest łuk elektryczny jarzący się swobodnie pomiędzy dwoma drutami stanowiącymi materiał powłokowy. do prawidłowej realizacji procesu niezbędna jest precyzyjna synchronizacja prowadzenia drutów względem siebie (posuwu) oraz prędkości ich topienia (mocy łuku elektrycznego). topiony materiał drutów jest rozpylany i przyspieszany strumieniem powietrza, tworząc strumień natryskowy. na rysunku 1 przedstawiono schemat pistoletu do natryskiwania łukowego, a na rysunku 2 pokazano jego szczegółową budowę w obszarze topienia drutu. w ramach badań wykonano serię prób natryskiwania łukowego agregatem metallisation s350 ochronnych powłok anodowych al i zn. celem badań było porównanie podstawowych właściwości powłok. metale natryskiwano na specjalnie spreparowane próbki stalowe o grubości 3 mm w kształcie prostokąta (20x30 mm) i koła (ø25 mm). powierzchnię do natryskiwania przygotowywano na poziomie sa 2,5 przez śrutowanie pneumatyczne w komorze blastlux sciteex śrutem stalowym kruszonym. przebieg procesu natryskiwania opisano dalej. do natryskiwania powłoki cynkowej zastosowano drut firmy metallisation cynkowy o średnicy 2,3 mm, a do natryskiwania powłoki aluminiowej drut aluminiowy firmy metallisation o średnicy 1,6 mm. w tablicy ii zestawiono parametry natryskiwania cynku i aluminium. natryskiwanie cynku i aluminium odbywało się w porównywalnych warunkach. parametry natryskiwania dla obu materiałów były zbliżone. różna średnica drutu, tj. 2,3 mm dla cynku i 1,6 mm dla aluminium, determinowała różną wartość posuwu drutu – 1,3 m/min podczas natryskiwania cynku i 8,5 m/min podczas natryskiwania aluminium. rys. 1. schemat pistoletu do natryskiwania łukowego [8] fig. 1. the scheme of arc spraying gun [8] grubość powłoki powłoka zn powłoka al grubość powłoki, µm 200/900/1100 340/620/780 napięcie łuku, v 24 24 natężenie prądu, a 220 230 ciśnienie powietrza, bar 4,5 4,5 posuw drutu, m/min 1,3 8,5 średnica drutu, mm 2,3 1,6 temperatura podłoża, ºc 45 45 temperatura powłoki po natryskiwaniu 120 290 tablica ii. parametry natryskiwania powłok zn i al table ii. the parameters of arc spraying of zn and al coatings rys. 3. natryskiwanie łukowe fig. 3. arc spraying process rys. 2. schemat obszaru topienia drutu w pistolecie do natryskiwania łukowego [4] fig. 2. the scheme of the melting area of a wire in arc spraying gun [4] 10 przegląd spawalnictwa 2/2014 badania metalograficzne preparatyka zgładów metalograficznych zawierała pobranie próbek, inkludowanie w żywicy epoksydowej, szlifowanie na papierach ściernych o ziarnistości: 100, 250, 360, 500, 800, 1200 oraz polerowanie wodną zawiesiną al2o3 o uziarnieniu 1 µm. badania metalograficzne zostały wykonane na mikroskopie świetlnym olympus ze zintegrowanym aparatem cyfrowym, wykorzystującym technikę obserwacji w polu jasnym. na rysunkach 4 i 5 przedstawiono mikrostruktury powłok aluminium o różnej grubości natryskiwanych łukowo na podłoże stalowe s235jr. powłoki te charakteryzują się niską porowatością, równomierną grubością na całej obserwowanej powierzchni, dobrze przylegają do podłoża stalowego oraz są ciągłe. na rysunkach 6 i 7 zostały przedstawione mikrostruktury powłok cynkowych natryskiwanych łukowo na podłoże stalowe s235jr różniące się grubością. zaprezentowane powłoki również charakteryzują się równomierną grubością na całej obserwowanej powierzchni, dobrze przylegają do podłoża stalowego oraz są ciągłe. natomiast, w przeciwieństwie do powłok aluminiowych, w granicy międzyfazowej powłoka-podłoże występuje strefa pośrednia charakteryzująca się występowaniem nowej fazy. rys. 4. mikrostruktura powłoki al o grubości ok. 0,34 mm natryskiwanej łukowo na podłoże stalowe s235jr, bez trawienia fig. 4. the microstructure of al coating with a thickness of approximately 0.34 mm, deposited by arc spraying onto s235jr steel substrate, without etching rys. 5. mikrostruktura powłoki al o grubości ok. 0,78 mm natryskiwanej łukowo na podłoże stalowe s235jr, bez trawienia fig. 5. the microstructure of al coating with a thickness of approximately 0.78 mm, deposited by arc spraying onto s235jr steel substrate, without etching rys. 6. mikrostruktura powłoki zn o grubości ok. 0,2 mm natryskiwanej łukowo na podłoże stalowe s235jr, bez trawienia fig. 6. the microstructure of zn coating with a thickness of approximately 0.2 mm, deposited by arc spraying onto s235jr steel substrate, without etching rys. 7. mikrostruktura powłoki zn o grubości ok. 1,1 mm natryskiwanej łukowo na podłoże stalowe s235jr, bez trawienia fig. 7. the microstructure of zn coating with a thickness of approximately 1.1 mm, deposited by arc spraying onto s235jr steel substrate, without etching pomiary twardości do pomiarów twardości zastosowano mikrotwardościomierz leitz wetzlar. rozkłady twardości zostały wykonane w skali µhv0,05 w płaszczyźnie prostopadłej do powierzchni w kierunku podłoże-powłoka. na rysunku 8 pokazano wykres ilustrujący rozkłady twardości w porównywanych powłokach. rys. 8. rozkłady twardości w podłożu i natryskiwanych powłokach al oraz zn fig. 8. the hardness distribution in the steel substrate and in the deposited al and zn coatings 11przegląd spawalnictwa 2/2014 twardość powłoki aluminiowej wynosi ok. 30 µhv0,05 i jest o ok. 10 jednostek wyższa niż twardość powłoki cynkowej. w obu przypadkach twardość stalowego podłoża nie uległa zmianie na skutek działania cyklu cieplnego natryskiwania i wynosi ok. 90 µhv0,05. średnia twardość powłok nie zmienia się w funkcji odległości od granicy podłoże-powłoka, a zarejestrowane odchylenie standardowe od wartości średniej zawiera się w zakresie kilku jednostek. wynik ten świadczy o stosunkowo wysokiej jednorodności powłok w całej ich objętości. badania naprężeń własnych do określenia naprężeń w nałożonych powłokach wykorzystano pomiar ugięcia próbek po procesie natryskiwania. w celu pomiaru ugięcia próbek zaprojektowano specjalny przyrząd pokazany na rysunku 9, bazujący na precyzyjnym cyfrowym czujniku zegarowym sprzęgniętym z gniazdem składającym się z sześciu elementów jednoznacznie ustalających próbkę przez odebranie wszystkich sześciu stopni swobody. przed natryskiwaniem kalibrowano czujnik na nieodkształconej próbce, a po nałożeniu powłoki i ostygnięciu próbki mierzono jej ugięcie powstające w efekcie indukowania się w złączu sił skurczowych i momentów gnących powstających na skutek różnych właściwości fizycznych powłoki i podłoża oraz nierównomiernego rozkładu temperatury. na podstawie zmierzonego ugięcia h płyt próbnych i odległości między podporami a = 27 mm obliczono promień krzywizny r natryskiwanej próbki. rys. 9. przyrząd do pomiaru ugięcia natryskiwanych próbek fig. 9. the digital gauge used for deflection measurement of the sprayed samples na podstawie równań stoneya [9] i teorii ugięcia związanej z wyznaczaniem naprężeń przez pomiar krzywizny ugięcia, średnie naprężenie własne w powłoce (σ) można obliczyć z zależności: rys. 10. geometria odkształconej próbki zastosowana do wyznaczenia promienia krzywizny fig. 10. the geometry of the deformed samples that was used to determine the radius of sample curvature w równaniu tym r1 i r2 są promieniami krzywizny podłoża przed nałożeniem powłoki (r1) i po nałożeniu powłoki (r2). ze względu na każdorazowe zerowanie czujnika dla podłoża stalowego s235jr człon (1/r1) został pominięty. w związku z tym średnie naprężenie własne w powłoce można określić wyrażeniem: ( ) 2 2 1 16 1 rh he c s s s ν σ − = ( ) − − = 12 2 11 16 1 rrh he c s s s ν σ gdzie: es – moduł younga materiału podłoża, vs – liczba poissona, hc – grubość powłoki, hs – grubość podłoża. w tablicach iii i iv zamieszczono wyniki pomiarów grubości i wygięcia próbek, oraz obliczone na podstawie równania stoneya wartości naprężeń własnych w powłokach zn i al. tablica iii. wyniki pomiarów grubości, ugięcia próbki oraz obliczonych naprężeń własnych w powłokach zn na podłożu s235jr table iii. the results of the thickness measurements, the deflection of the sample and calculated residual stresses in the zn coatings deposited on s235jr substrate nr próbki zn grubość powłoki hc µm grubość podłoża hs µm ugięcie h µm naprężenie σ, mpa 1 226 3000 52 1065 2 885 3000 74 387 3 1100 3000 105 442 12 przegląd spawalnictwa 2/2014 tablica iv. wyniki pomiarów grubości, ugięcia próbki oraz obliczonych naprężeń własnych w powłokach al na podłożu s235jr table iv. the results of the thickness measurements, the deflection of the sample and calculated residual stresses in the al coatings deposited on s235jr substrate nr próbki al grubość powłoki hc µm grubość podłoża hs µm ugięcie h µm naprężenie σ, mpa 1 336 3000 11 122 2 616 3000 14 105 3 784 3000 18 106 na rysunkach 11 i 12 zostały przedstawione wykresy zmierzonego ugięcia próbki w funkcji grubości powłoki zn i al oraz naprężenia własne σ w powłokach zn i al obliczone na podstawie krzywizny wygięcia próbek po procesie natryskiwania w funkcji grubości powłoki. rys. 11. wykres ugięcia próbek natryskiwanych al i zn na podłożu s235jr w funkcji grubości uzyskanych powłok fig. 11. the deflection of the sample as a function of the thickness of al and zn coatings sprayed onto the substrate of s235jr steel rys. 12. średnie naprężenie własne σ w powłokach zn oraz al obliczone na podstawie krzywizny wygięcia próbek po procesie natryskiwania w funkcji grubości powłoki fig. 12. the mean residual stress σ in zn and al coatings calculated based on the sample curvature measured after spraying as a function of the coating thickness metodą odrywania rh (wytrzymałość określona w statycznej próbie rozciągania, która wynika z ilorazu najwyższej siły fm i przekroju próbki na powierzchni przełomu). w doświadczeniu zastosowano próbkę typu b składającą się z dwóch przeciwpróbek oraz z wklejonej pomiędzy nie próbki w kształcie dysku jednostronnie pokrytego powłoką natryskiwaną zn oraz al (rys. 13). dyski zostały przyklejone do przeciwpróbek klejem termoutwardzalnym 3m–2214 regular, zgodnie z zaleceniami producenta. próbki sklejano w specjalnym przyrządzie pryzmowym, który zapewniał współosiowość przeciwpróbek. rys. 13. schemat przygotowania próbek do testu przyczepności fig. 13. the scheme of samples preparation for the adhesion test przyczepność powłok natryskiwanych zależy od wielu czynników technologicznych i właściwości materiałów powłoki i podłoża [7]. podczas badania przyczepności w obu przypadkach powłok cynkowych i aluminiowych rejestrowano utratę spójności w połączeniu powłoka-podłoże. lokalizacja przebiegu pękania w połączeniu świadczy o tym, iż jest to najsłabszy element złącza. badania przyczepności wykonywano w obu przypadkach dla trzech różnych grubości powłok, po cztery próby dla każdej wartości grubości (tabl. v). tablica v. wyniki prób statycznego rozciągania podczas badania przyczepności powłok al oraz zn do podłoża s235jr table v. the results of the static tensile tests of al and zn coatings adhesion to the substrate powłoka grubość powłoki µm średnia arytmetyczna przyczepności mpa odchylenie standardowe zn 226 5,35 1,25 885 4,98 0,63 1100 4,65 1,03 al 336 7,60 1,35 616 7,30 1,34 784 7,08 0,98 pomiar przyczepności badania przyczepności wykonano na podstawie pn–en 582 dla układu powłoka al oraz zn na podłożu stalowym s235jr. przyczepność określona została 13przegląd spawalnictwa 2/2014 wnioski metoda natryskiwania łukowego powłok anodowych na stali znajduje zastosowanie w zabezpieczaniu konstrukcji stalowych przed działaniem korozji. wykorzystywana jest zarówno na etapie wytwarzania konstrukcji, montażu, jak i podczas napraw. powłoki cynkowe i aluminiowe natryskiwane łukowo na podłoże stalowe s235jr charakteryzują się wystarczającą przyczepnością do podłoża w kontekście roli jaką pełnią, to jest protektora w ogniwie galwanicznym. w warunkach technologicznego wytwarzania powłok ochronnych nie zaleca się przekraczania grubości 0,35 mm. na podstawie wykonanych badań sformułowano następujące wnioski: – warstwa wierzchnia powłok cynkowych natryskiwanych łukowo charakteryzuje się blisko dwukrotnie mniejszą chropowatością niż powłok aluminiowych. – uzyskane połączenia podłoża z powłoką zarówno cynkową, jak i aluminiową są dobrej jakości, tzn. materiał powłok dobrze wypełnia wszystkie nierówności podłoża stalowego i połączenie jest ciągłe. – powłoki aluminiowe mają większą przyczepność do podłoża o ok. 40% niż powłokicynkowe mają większą przyczepność do podłoża o ok. 40%. – dla obu powłok wraz ze wzrostem ich grubości maleje przyczepność do podłoża. – średnie naprężenia własne σ w powłoce aluminiowej w zakresie grubości od ok. 0,3 do 0,8 mm zmieniają się nieznacznie. – średnie naprężenia własne σ w powłoce cynkowej w zakresie grubości od ok. 0,25 do 1,1 mm są bardzo wysokie przy małej grubości powłoki, obniżając się szybko wraz ze wzrostem grubości do ok. 0,8 mm. – z wykresów na rysunkach 11 i 12 wynika, że średni poziom naprężeń własnych w powłokach w nieznacznym stopniu zależy od grubości powłoki. jedynie dla powłoki cynkowej przy bardzo małej grubości redystrybucja naprężeń własnych w wyniku odkształcenia plastycznego metalu powłoki nie jest w stanie zrekompensować dużej różnicy współczynników rozszerzalności cieplnej cynku i stalowego podłoża, która w głównej mierze ma wpływ na siły skurczowe w złączu. – twardość powłoki aluminiowej wynosi ok. 30 µhv0,05 i jest o ok. 10 jednostek wyższa niż twardość powłoki cynkowej. literatura [1] baszkiewicz j., kamiński m.: korozja materiałów, oficyna wydawnicza politechniki warszawskiej 2006. [2] blicharski m.: inżynieria powierzchni, wnt, warszawa 2009. [3] burakowski t., wierzchoń t.: inżynieria powierzchni metali, wnt, warszawa 1995. [4] borowy m.: natryskiwanie łukowe powłok anodowych, praca magisterska, politechnika warszawska, wydział inżynierii produkcji, 2013. [5] brennek j., milewski w.: natryskiwanie cieplne powłok ochronnych, instytut wydawniczy crzz, warszawa 1978. [6] chmielewski t., golański d.: właściwości powłok tytanowych natryskiwanych termicznie na podłoża ceramiczne aln, przegląd spawalnictwa 9-10/2009, s. 27÷31. [7] milewski w.: wpływ współczynnika wnikania ciepła na powierzchniach styku na przyczepność powłok natryskiwanych cieplnie, wydawnictwo czasopism i książek technicznych, warszawa 2006. [8] rosiak m.: natryskiwanie termiczne powłok intermetalicznych (ni-al) na podłoża stalowe, praca magisterska, politechnika warszawska, wydział inżynierii produkcji, 2013. [9] stoney g.g.: the tension of metallic films deposited by electrolysis, proceedings of the royal society (london) a82, s. 172÷175. [10] tkaczyk s. (pod redakcją): powłoki ochronne, wydawnictwo politechniki śląskiej, gliwice 1994. [11] zimmerman j.: golański d., chmielewski t., włosiński w., model obliczeniowy do analizy naprężeń własnych w układzie powłoka-podłoże podczas nanoszenia powłok metodami termicznymi, przegląd spawalnictwa 1/2013, s. 12÷17. miesięczne i roczne spisy treści oraz streszczenia artykułów opublikowanych w przeglądzie spawalnictwa są dostępne na stronie internetowej: www.pspaw.ps.pl 201305_pspaw_2u5a.pdf 8 przegląd spawalnictwa 5/2013 grzegorz owczarek grzegorz gralewicz metoda badania defektów elementów spawanych z wykorzystaniem algorytmu cyfrowego przetwarzania obrazów method to examination of quality of welding elements,  based on algorithm to digital picture analysis  dr inż. grzegorz owczarek, dr inż. grzegorz gralewicz – centralny instytut ochrony pracy, państwowy instytut badawczy, warszawa. streszczenie w artykule przedstawiono nową metodę umożliwiającą ocenę jakości spawanych elementów w wyniku zastosowania oryginalnego algorytmu umożliwiającego komputerową analizę fotografii powierzchni elementu spawanego, celem identyfikacji występowania potencjalnych defektów. podstawą działania algorytmu jest cyfrowe przetwarzanie obrazu z wykorzystaniem odpowiednio wybranych sekwencji filtrów. na analizowanym obrazie zostają wyeksponowane cechy wskazujące miejsca występowania potencjalnych defektów. abstract this article presents the new method to assess quality of welding elements. this method use the original algorithm to computer analysis of the picture of welded element surface to identify potential defects. digital analysis of pictures with suitable sequence of filters is a base of operation of this algorithm. the features which indicated regions of potential defects are distinguished on the picture. wstęp kontrola elementów spawanych wykonywana jest jedynie metodami nieniszczącymi. do badań nieniszczących wykorzystywanych w ocenie konstrukcji spawanych zaliczamy [1]: – badania elektromagnetyczne (metodę prądów wirowych i metodę magnetyczną), – badania ultradźwiękowe (metody przenikania, echa i rezonansową), – badania radiologiczne (metody radiograficzne, radioskopowe i radiometryczne), – badania wizualne (prowadzone metodą pośrednią i bezpośrednią), – badania penetracyjne (metody: barwna, fluorescencyjna i barwno-fluorescencyjna). z wymienionych powyżej metod badań jedynie badania wizualne prowadzone metodą bezpośrednią nie wymagają użycia dodatkowych urządzeń lub przyrządów zewnętrznych. wymagany jest jedynie dobry wzrok i odpowiednie (min. ok. 400 lx) natężenie oświetlenia. dla osób przeprowadzających badania wizualne konstrukcji spawanych przeprowadza się test widzenia polegający na badaniu ostrości widzenia oraz rozpoznawania barw [2]. osoby te muszą rozpoznawać i różnicować kontrast między barwami lub odcieniami szarości stosowanymi w metodzie badań nieniszczących określonych przez pracodawcę. w niniejszym artykule przedstawiono metodę pozwalającą na komputerową analizę fotografii powierzchni elementu spawanego, celem identyfikacji występowania defektów. założenia do metody algorytm do cyfrowego przetwarzania obrazów powierzchni spawanych elementów obejmuje cztery podstawowe etapy: – wprowadzenie obrazu wejściowego (przedstawiającego powierzchnię spawanego elementu) do programu realizującego algorytm cyfrowego przetwarzania obrazu; 9przegląd spawalnictwa 5/2013 – cyfrowe przetwarzanie obrazu; – wskazanie na analizowanym obrazie miejsc wystąpienia potencjalnych defektów; – archiwizację danych. oprogramowanie jest przeznaczone do analizy obrazów otrzymanych z kamery cyfrowej dla określenia miejsca, poddanych analizie defektoskopowej przeprowadzonej np. metodą penetracyjną, zgodnie ze schematem przedstawionym na rysunku 1. ujawnienie obszaru występowania wady może być realizowane na dwa zasadnicze sposoby. pierwsze miejsce, w którym występuje wada, można określić znacznikiem np. w postaci okręgu o średnicy odpowiadającej wielkości uszkodzonego miejsca. drugi sposób polega na wypełnieniu pola zdefektowanego obszaru kolorem. oba sposoby umożliwiają wskazanie uszkodzonego miejsca za pomocą znacznika graficznego. w trakcie opracowania oprogramowania analizowano argumenty za i przeciw wprowadzeniu jednego z przedstawionych powyżej sposobów miejsca występowania defektu. wynik tej analizy przedstawiono w tablicy i. w oprogramowaniu do określania cech obrazu w układzie defektoskopu zaimplementowano znacznik wypełniający pole. schemat działania algorytmu do badania defektów elementów spawanych przedstawiono na rysunku 2. oprogramowanie do badania defektów elementów spawanych oprogramowanie do badania defektów elementów spawanych opracowano z wykorzystaniem następujących filtrów [2÷4]: – wyostrzanie, – desaturacja, – filtr gradientowy z programowaną maską, – progowanie, – sumowanie obrazu wynikowego z obrazem otrzymanym w wyniku przetwarzania. rys. 1. schemat przeprowadzenia analizy defektoskopowej: 1 – próbka elementu spawanego, uv – źródło promieniowania uv do oświetlenia badanej próbki, 2 – kamera, 3 – obserwacja wzrokowa, 4 – zdjęcie elementu spawanego, pc – komputer, 5 – program do wykrywania defektów elementów spawanych fig. 1. diagram of defectoscopy analysis 1 – sample of welding element, uv – uv radiation source to expose tested sample 2 – camera, 3 – eyes analysis, 4 – picture of welded element, pc – computer, 5 – software to detect defects test of welded elements tablica i. sposoby wprowadzenia znacznika graficznego do analizowanego obrazu table i. method of implementation of graphic sign to analyzed picture rodzaj znacznika za przeciw znacznik w postaci okręgu pozostawienie niezmienionego obrazu miejsc zdefektowanych (brak ich wypełnienia) wprowadzenie dużej ilości obszarów w przypadku pojawiania się artefaktów; przesłonięcie innych, nieobjętych defektem, elementów obrazu konturami znacznika; konieczność wyliczenia promienia znacznika w odniesieniu do kształtu i wymiarów zdefektowanego obszaru znacznik wypełniający pole ograniczenie obszaru powierzchni znacznika do miejsca faktycznie zdefektowanego; możliwość łatwej identyfikacji artefaktów wypełnienie na obrazie miejsca objętego defektem rys. 2. schematyczne przedstawienie zadania, jakie spełnia algorytm do wykrywania defektów elementów spawanych: (a) – obraz przed zastosowaniem algorytmu, (b) – obraz po zastosowaniu algorytmu fig. 2. diagram of the task of algorithm for detect defects of welded elements: (a) – the picture before analysis, (b) – the picture after analysis 10 przegląd spawalnictwa 5/2013 opracowane oprogramowanie pozwala na zastosowanie dowolnie wybranego filtru, w dowolnej kolejności i dowolną ilość razy. oznacza to, że obraz cyfrowy badanej powierzchni może być wielokrotnie analizowany z wykorzystaniem dowolnie opracowanej sekwencji filtrów. każdemu z zaimplementowanych filtrów przypisano następujące symbole (tabl. ii). sekwencje filtrów mogą więc przedstawiać się następująco: przykład 1: fsn / fdn / fgn / fp128 / fm / fς przykład 2: fsn / fm / fdn / fsn / fgn / fp56 / fm / fς tak utworzone sekwencje filtrów można zapisać, tworząc bibliotekę sekwencji filtrów. każdy kolejny obraz przeznaczony do analizy można poddać obróbce poprzez sekwencje utworzonych filtrów zapisanych w bibliotece lub zastosowanie dowolnego innego filtra/sekwencji filtrów. poniżej zaprezentowano przykład analizy obrazu przedstawiającego pęknięcie spoiny złącza czołowego wykonanej metodą spawania łukowego. zastosowano następującą sekwencje filtrów: fsn / fdn / fgn / fp128 / fm / fς tablica ii. rodzaje filtrów zaimplementowane w oprogramowaniu do badania defektów elementów spawanych table ii. type of filters implemented to algorithm for detect defects of welded elements nazwa filtru symbol opis wyostrzanie (sharpen) normalny (normal) fsn działanie filtru powoduje wyostrzanie krawędzi h1 fsnh1 h2 fsnh2 h3 fsnh1 desaturacja (desaturation) normalny (normal) fdn zmiana obrazu barwnego na czarno-biały (odcienie szarości)proporcjonalny (with proportion) fdnp gradient (gradient) wschód (east) fge wyróżniają krawędzie obrazu w zgodnej z kierunkiem części obrazu, a nie tak jak w przypadku filtrów przesuwających równo w całym obrazie. kierunki na obrazie określane są tak, jak kierunki geograficzne. południowy wschód (south east) fgse południe (south) fgs południowy zachód (south west) fgsw zachód (west) fgnw północny zachód (north west) fge północ (north) fgn północny wschód (north east) fgne progowanie (tresholding) progowanie <wartość progu> fp *) zadanie progu o takiej wartości, aby w wyniku przeprowadzenia tej operacji piksele o wartościach luminancji poniżej progu były kwalifikowane do jednej grupy, a piksele poniżej wartości progu do drugiej grupy. mediana (median) fm usunięcie szumów z obrazu sumowanie obrazów (sum with oryginal) fς nałożenie znacznika na obraz wejściowy *) wartość progu, np. 128 (możliwe ustawienie wartości od 0 do 128) wybór taki był podyktowany następującymi względami: – w pierwszym etapie wyostrzono krawędzie na całej analizowanej powierzchni; – następnie – z uwagi na zastosowanie progowania – dokonano zamiany obrazu z barwnego na czarnobiały; – w celu kierunkowego wyróżnienia krawędzi obrazu zastosowano filtr gradientowy; – dokonano progowania, aby oddzielić wyróżnione piksele obrazu (miejsca występowania potencjalnych defektów); – obserwując obraz po progowaniu zauważono szumy (miejsca, które mogą stanowić artefakty); zastosowanie filtru medianowego spowodowało usunięcie szumów. kolejne etapy analizy zaprezentowano na rysunku 3, gdzie przedstawiono wprowadzony do analizy obraz wejściowy, na którym widoczne są dwie próbki elementów spawanych. spoina spawalnicza próbki po prawej stronie obrazu jest pęknięta. rysunek przedstawia również obrazy po kolejnych etapach analizy (po zastosowaniu określonego w sekwencji filtra). miejsca pęknięć zostały wypełnione na analizowanym obrazie znacznikiem (kolor czerwony). 11przegląd spawalnictwa 5/2013 rys. 3. obraz elementu spawanego poddany analizie fig. 3. picture of the analysed welded element – wyostrzenie (sharpen) – desaturacja (desaturation) – gradient n (gradient n) – progowanie 128 (tresholding 128) – mediana (median) – sumowanie obrazów (sum with oryginal) zrzut ekranu, na którym wyświetlany jest wczytany obraz do analizy defektoskopowej obrazy uzyskane po zastosowaniu wybranych filtrów: wnioski metoda badania defektów elementów spawanych z wykorzystaniem algorytmu cyfrowego przetwarzania obrazów pozwala na wskazanie miejsc występowania potencjalnych defektów przez wprowadzenie na analizowany obraz kolorowego znacznika. wyróżnienie miejsca występowania potencjalnego defektu może być pomocne w ocenie defektoskopowej dla osób z wadą wzroku (np. zaburzenia w rozpoznawaniu barw). zastosowanie opisanej metody pozwala również na wnikliwą analizę dokumentacji fotograficznej elementów spawanych. fotografie przedstawiające powierzchnie spawanych elementów poddane cyfrowej obróbce obrazu – z wykorzystaniem zaprezentowanego algorytmu – niezależnie od czasu ich wykonania oraz formatu wykonanego zdjęcia mogą zostać wprowadzone do programu i poddane szczegółowej analizie, której zadaniem jest wskazanie i/lub uwydatnienie takich cech obrazu, które mogą świadczyć o występowaniu defektów. menu wyboru filtra obrazu 12 przegląd spawalnictwa 5/2013 literatura [1] deputat j., mackiewicz s., szelążek j.: problemy i techniki nieniszczących badań materiałów – wybrane wykłady, wydawnictwo gamma, 2007. [2] pn-en 473: 2008 badania nieniszczące – kwalifikacja i certyfikacja personelu badań nieniszczących – zasady ogólne. [3] smołka j.: rozprawa doktorska, adaptacyjny system wspomagający usuwanie nadsegmentacji w obrazach poddanych transformacji wododziałowej, politechnika śląska, gliwice, 2010 [4] malina m., smiatacz m.: cyfrowe przetwarzanie obrazów, warszawa 2008. [5] bal a.: ważona lokalna metoda poprawy kontrastu obrazów cyfrowych, przegląd telekomunikacyjny, 6/2008. publikacja opracowana na podstawie wyników uzyskanych w ramach ii etapu programu wieloletniego pn. „poprawa bezpieczeństwa i warunków pracy”, sfinansowanego w latach 2011-2013 w zakresie badań naukowych i prac rozwojowych przez ministerstwo pracy i polityki społecznej. koordynator programu: centralny instytut ochrony pracy – państwowy instytut badawczy. ps 11 2017 art 23przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 nieciągłości wzorcowe   w badaniach ultradźwiękowych osi kolejowych  calibration reflectors in ultrasonic testing of railway axles mgr inż. piotr machała, mgr inż. patryk uchroński – zbm ultra sp. z o.o., mgr inż. sebastian darsznik – urząd transportu kolejowego, dr inż. jarosław mierzwa – politechnika wrocławska. autor korespondencyjny/corresponding author: piotr.machala@ultra.wroclaw.pl streszczenie w referacie omówiono zagadnienia związane z nieciągłościami wzorcowymi stosowanymi w badaniach eksploatacyjnych osi kolejowych. wykonano przegląd norm krajowych oraz zagranicznych i procedur pod kątem głębokości nacięć wzorcowych i ich rozmieszczenia. przeprowadzono analizę wykrywalności falami ultradźwiękowymi nieciągłości w zależności od ich głębokości. omówiono korelację pomiędzy wielkościami nacięć (pęknięć) a czasem propagacji wady prowadzącej do urwania osi. omówiono wpływ grubości nacięć wzorcowych na możliwości ich wykrywania metodą ultradźwiękową. słowa  kluczowe: osie kolejowe; ultradźwięki; nieciągłości wzorcowe abstract paper discusses the issues related to calibration reflectors used in ultrasonic testing of railway axles during operation. national and international standards and procedures were reviewed in relation to depth of the calibration reflectors and their location. an analysis of ultrasonic detection of reflectors according to their depth was performed. the correlation between the size of the reflectors (cuts, cracks) and propagation time of the defect leading to break off of railway axis was discussed. the influence of model cut thickness on possibilities of ultrasonic detection was discussed. keywords: railway axles; ultrasonic; calibration reflectors wstęp zestawy kołowe są elementami taboru kolejowego, którym poświęca się szczególną uwagę. zakłady utrzymania taboru ponoszą olbrzymie koszty związane z produkcją, eksploatacją, naprawami i badaniami osi i kół. cena awarii spowodowanych pękniętymi osiami lub kołami są bowiem wielokrotnie wyższe. ponadto każde takie zdarzenie to zagrożenie dla zdrowia i życia ludzkiego. przepisy utrzymania ruchu powinny więc zapewniać wychwycenie mikroskopijnej ilości osi wadliwych lub potencjalnie wadliwych z setek tysięcy osi poruszających się po torach unii europejskiej. dziwi więc, że przepisy dotyczące jednej z najczęściej stosowanych metod ndt – metody ultradźwiękowej ut – pozwalają na ogromną dowolność sposobu wykonywania badań, częstości ich wykonywania oraz interpretacji wyników. punktem wyjściowym rozważań na temat skuteczności instrukcji i procedur badań jest analiza wielkości nieciągłości wzorcowych, ich położenia i możliwości wykrywania. piotr machała, sebastian darsznik, jarosław mierzwa, patryk uchroński przeglad welding technology review głębokość nacięć wzorcowych  a normy i procedury jedyna norma obowiązująca w polsce zawierająca informacje dotyczące badań ultradźwiękowych taboru kolejowego to pn en 15313. w punkcie 6.5.7 dotyczącym badań nieniszczących czytamy: “non-destructive tests shall be carried out to detect any defects on overhauled parts. certain tests may be carried out in-service. the method to be used for carrying out these tests shall be indicated in the maintenance plan” (badania nieniszczące należy wykonywać w celu wykrycia wszystkich defektów w remontowanych elementach. niektóre badania można wykonać w eksploatacji. metoda, którą należy użyć w tych badaniach, powinna być wskazana w planie utrzymania). dla porównania niemiecka norma din 27201-7 w tablicy i zawiera wytyczne niepozostawiające wątpliwości. brak analogicznych przepisów w polsce doprowadził do sytuacji, w której poziom bezpieczeństwa zapewniany przez różne zakłady utrzymania ruchu są nieporównywalne. doi:.http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v89i11 .829 24 przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 tablica ii zawiera porównanie norm i procedur używanych w polsce pod kątem głębokości nacięć i zasad skalowania podczas badań ut osi pełnych. szerokość nacięcia podczas spotkania mającego na celu wymianę informacji i doświadczeń z firmą werkstoff service z essen (odpowiedzialną za przepisy vpi) zwrócono nam uwagę, że oprócz głębokości nacięć wpływ na wynik kalibracji głowic może mieć szerokość wykonania nacięcia. kwestia ta została podjęta, ponieważ zbm ultra sp. z o.o. na przygotowywanych przez siebie wzorcach osi wykonuje nacięcia specjalnie skonstruowanym przyrządem opartym o szlifierkę kątową, werkstoff service natomiast wykorzystywał metodę elektrodrążenia. nacięcie wykonywane przez zbm ultra tablica i. wymogi normy din 27201-7 table i. the requirements of din 27201-7 tablica ii. porównanie wymogów badań ut osi pełnych różnych norm i procedur table ii. comparison of ut axis testing requirements full of different standards and procedures ma grubość 1,5 mm i jest wykonane przez cięciwę, a elektrodrążone 0,5 mm i długość 10 mm. wyniki kalibracji na obu tych nacięciach różnią się. zgodnie z zasadami rozchodzenia się fal ultradźwiękowych grubość nacięcia nie ma znaczenia, różnice w skalowaniach wynikają z innych przekrojów nacięć (rys. 1). nacięcia wykonane metodą elektrodrążenia są cieńsze niż przekrój wiązki ultradźwiękowej, fala nie zostaje więc odbita w całości. w celu określenia ilościowego tych różnic przygotowano wzorzec wykonany z wałka i posiadający nacięcia wykonane dwoma metodami w tej samej odległości i o tej samej głębokości. aby mieć pewność, że użyta aparatura nie miała wpływu na wyniki analizy, wykorzystano system badania (rys. 2) oparty o defektoskop cud bo wifi i głowicę ultradźwiękową o kącie wprowadzania wiązki 19˚ umieszczoną w tarczy głowic ultradźwiękowych (rozchodzenie się wiązki fal ultradźwiękowych zgodnie z analizą geometryczną przedstawiono na rys. 3). typ osi metoda  badania kąt rozchodzenia się fali kierunek rozchodzenia się  fali progi (wartości informacyjne) oś drążona ut przynajmniej jeden kąt (najkorzystniej 45°) (w przypadku wykrycia wady potwierdzenie pod drugim kątem) 2 kierunki („do przodu” i „do tyłu”) reflektor porównawczy o głębokości 2 mm (prostopadle do osi osi) + 12 db oś pełna ut badanie głowicami normalnymi 0°, 2 zasięgi obserwacji (1000 mm i 2500 mm) 2 kierunki prostopadłe echo ściany tylnej +12 db ut rozchodzenie się fali ukośne (37° do 54°) 1 kierunek (ewentualnie 2 kierunki) reflektor porównawczy o głębokości 2 mm (prostopadle do osi osi) + 6 db wszystkie typy osi mt – – wskazanie linearne 2 mm lp.  numer   normy tytuł normy minimalna  głębokość  nacięcia maksymalna   głębokość   nacięcia ilość nacięć poprawka   kalibracji 1 pn en 15313 kolejnictwo – wymagania eksploatacyjne dotyczące obsługi zestawów kołowych – utrzymanie zestawów kołowych pojazdów w eksploatacji i wyłączonych z eksploatacji brak wymagań 2 din 27201-7 stan pojazdów kolejowych – podstawy i technologie wykonania. część 7: badania nieniszczące 2 mm 2 mm brak danych + 6 db 3 bn-75 3518-02 arkusz 01 nieniszczące metody badań. badania ultradźwiękowe osi zestawów kołowych elektrycznych zespołów trakcyjnych 3000 v 2 mm 15 mm 6 0 4 bn-77 3518-02 arkusz 04 nieniszczące metody badań. badania ultradźwiękowe osi zestawów kołowych w wagonach eksploatowanych 2 mm 8 mm 5 0 5 4249/22 instrukcja cntk badań defektoskopowych osi zestawów kołowych dla lokomotyw serii sm48, sm31, sm42, em10, eu/ep07, et22, et41, et42 oraz osi wzorcowych tych serii 1,0 mm 17,5 mm od 6 do 14 0 6 3660/22 instrukcja technologiczna wykonywania badań ultradźwiękowych osi zestawów kołowych wagonów towarowych instytutu kolejnictwa 2,6 mm 14,0 mm 9 0 7 ibu instrukcje badań stworzone przez zbm ultra 2 mm 2 mm ≥ 5 0 lub +6 db 25przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 rys. 1. przekroje nacięć fig. 1. cross-section of calibration reflectors rys. 2. defektoskop cud bo wifi fig. 2. cud bo wifi flaw detector rys. 5. schemat rozchodzenia się fal ultradźwiękowych użytych głowic fig. 5. scheme of wave propagation of used probes rys. 3. schemat rozchodzenia się wiązki fal o kącie 19° fig. 3. 19° ultrasonic wave propagation rys. 4. wyniki badań fig. 4. test results że oprócz głębokości nacięcia autor normy lub procedury powinien podać metodę wykonania nacięć wzorcowych. w przeciwnym razie wyniki badań wykonane na podstawie dwóch różnych kalibracji będą ze sobą nieporównywalne. wpływ głębokości nacięć na wykrywalność wykorzystując również defektoskop cud bo wifi przeprowadzono analizę wpływu głębokości nacięcia na wysokość echa ultradźwiękowego. w tym celu wykonano z wykorzystaniem szlifierki kątowej, nacięcia w tej samej odległości, o głębokościach: 0,5; 1; 2; 3; 4; 8; 16 mm. maksymalne echa uzyskane od tych nacięć ustawiono na 80% we i zapisano wzmocnienia. badania wykonano pięcioma głowicami o różnych kątach wprowadzania wiązki – schemat przedstawiono na rysunkach 5. głowice 5˚ i 27˚ zostały ustawione tak, że droga rozchodzenia się fal ultradźwiękowych jest wyraźnie mniejsza niż dla pozostałych głowic. wyniki badań przedstawiono w tablicy iii. wykonano również kalibrację głowicami ręcznymi z powierzchni bocznej walca o kątach zgodnych z wytycznymi vpi do badań osi towarowych: 37˚, 45˚, 54˚. typ 1 typ 2 częstotliwość głowicy – 4 mhz, średnica przetwornika – 25 mm. zrzuty ekranu (wyniki badań) umieszczono na ry sunku 4. echo na 80% wysokości ekranu w przypadku nacięcia elektrodrążonego uzyskano przy wzmocnieniu 47 db, a naciętego szlifierką kątową przy wzmocnieniu 43 db. różnica jest więc znaczna, mogąca mieć wpływ na prawidłową ocenę ewentualnych wskazań badanej osi. wynika stąd wniosek, z tego prostego doświadczenia wynika, że dla głowic 10˚, 19˚ i 25˚ (których odległość od nacięć bardziej przypomina wielkości rzeczywiste) echo odbite od nacięcia o głębokości 3 mm nie różni się znacznie od ech uzyskanych od nacięć głębszych. oznacza to, że wartość 3 mm głębokości nacięcia jest dla wykorzystanego układu wadą typu nieskończoność. zwiększanie głębokości ponad tą wartość nie powoduje więc zwiększania czułości badania. 26 przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 powstaje więc pytanie, dlaczego autorzy niektórych norm i procedur zdecydowali się na wykorzystanie do skalowań nacięć powyżej wartości granicznej. nacięcia te wykorzystywane w czasie badań z części czołowej czopa znajdują się w dużej odległości lub znajdują się w cieniu akustycznym. można domniemywać, że wymagania te powstały w wyniku praktycznych prób – w obszarach szczególnie niebezpiecznych (w pobliżu zmian średnic) wykonywano nacięcia coraz głębsze aż do uzyskania wystarczającego poziomu detekcji. wyjaśnienie tego zjawiska podano w kolejnym rozdziale. badania obszarów  w cieniu ultradźwiękowym nacięcia wzorcowe wykonuje się w celu wprowadzenia reflektora ultradźwiękowego do badanego układu. wiązka fal rozchodząca się w materiale trafia na narożnik, od którego następuje odbicie. na rysunku 6 przedstawiono analizę geometryczną rozchodzenia się fal ultradźwiękowych w osi towarowej o średnicy czopa ø120 mm podczas próby kalibracji na nacięciu e o głębokości 8 mm zgodnie z normą bn-77 3518-02 arkusz 04. narożnik nacięcia znajduje się w cieniu akustycznym. skąd więc pochodzi echo, które jest otrzymywane przez ope ratorów w czasie kalibracji od ponad 30 lat? to odbicie od górnej części nacięcia i naroża przejścia podpiaścieprzedpiaście (schemat na rys. 7). tablica iii. wyniki kalibracji na nacięciach o różnej głębokości table iii. calibration results on incisions of different depths lp. głębokość  nacięcia kalibracja od czoła przy użyciu tarczy głowic kalibracja z powierzchni bocznej   przy użyciu głowic ręcznych 5˚ 27˚ 10˚ 19˚ 25˚ 37˚ 45˚ 54˚ 1 0,5 mm 45 db 50 db 51 db 49 db 54 db 30 db 62 db 77 db 2 1 mm 35 db 46 db 45 db 46 db 50 db 22 db 58 db 61 db 3 2 mm 32 db 46 db 39 db 43 db 47 db 23 db 54 db 56 db 4 3 mm 29 db 52 db 35 db 34 db 40 db 21 db 50 db 50 db 5 4 mm 24 db 52 db 35 db 34 db 40 db 21 db 47 db 49 db 6 8 mm 18 db 47 db 34 db 33 db 39 db 18 db 48 db 42 db 7 16 mm 16 db 40 db 33 db 33 db 39 db 18 db 46 db 38 db rys. 6. kalibracja na nacięciu e zgodnie z bn-77 3518-02 arkusz 04 fig.  6. calibration on the e incision according to bn-77 3518-02 -sheet 04 rys. 7. szczegółowa analiza odbicia od nacięcia e fig. 7. detailed reflection analysis from the e incision powstaje pytanie na ile badania prowadzone są w ten sposób i czy wykrywanie nieciągłości o głębokościach kilku lub nawet kilkunastu milimetrów jest wystarczające, aby zapobiec awariom spowodowanym pęknięciom osi. odpowiedzi na to pytanie należałoby szukać w raportach z występujących w europie awarii. na podstawie analiz można ustalić jak duża była nieciągłość od której pęknięcie zaczęło propagować i jak szybko to postępowało. niestety z przyczyn prawnych taka ogólnodostępna baza wiedzy nie istnieje. autorzy norm i procedur muszę się więc opierać na swoim doświadczeniu i dostępnym im możliwościach technicznych. w momencie powstawania norm branżowych były one zupełnie inne niż obecnie, należy więc przeprowadzić dyskusję w środowisku czy w związku z obecnym poziomem aparatury ultradźwiękowej nie należałoby zupełnie zrezygnować ze stosowania norm branżowych. w tym momencie trudno wskazać na bardziej kompletne przepisy, dlatego jako rozwiązanie obligatoryjne można by przyjąć wymagania niemieckie – głębokość nacięcia niezależnie od miejsca występowania to 2 mm. zasadne jest jednak pytanie o to, czy kryterium nie jest zbyt ostre lub zbyt łagodne. nacięcie 2 mm autorzy referatu zadali podmiotowi odpowiedzialnemu za normę din 27201-7 – odpowiednikowi utk w niemczech eisenbahn-bundesamt – pytanie dotyczące genezy sformułowania wymogu stosowania nacięcia o głębokości 2 mm. odpowiedź uzyskaliśmy od pana bernda wicke z działu 32 (referat 32) eisenbahn-bundesamt odpowiedzialnego za monitorowanie pojazdów (überwachung fahrzeuge) stacjonującego w bonn. 27przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 powodem wskazania w normie din27201-7 nacięcia o głębokości 2 mm jest przekonanie, że aktualnie technologia pozwala na wiarygodne wykrycie tego typu nieciągłości. ponadto zwrócono nam uwagę, że kolumna zawierająca wielkości nieciągłości nieakceptowalnych ma charakter informacyjny, a nie obligatoryjny. uzyskaliśmy również informację, że komitet techniczny cen / tc 256 / sc 2 / wg 11 przygotowuje europejską normę dotyczącą wymagań badań nieniszczących elementów kolejowych w eksploatacji. ma ona mieć numer en 16910. jej pierwsza część ma być poświęcona zestawom kołowym i nie posiadać tabeli z zawartymi nieciągłościami nieakceptowalnymi. w odpowiedzi na nasze zapytanie nie wskazano normy, w której określono by rozmieszczenie nacięć kalibracyjnych na osi. ich umiejscowienie wynika z doświadczeń i wiedzy projektantów i producentów osi oraz położenia wcześniej występujących awarii. podano przykład przepisów deutsche bahn i vpi dotyczących badań osi wagonów towarowych. rozmieszczenie nacięć w obu tych dokumentach jest takie samo i wprost wynika z doświadczeń i występujących najczęściej pęknięć osi. potwierdzeniem informacji przesłanych przez pana bernda wicke jest rozróżnienie w kalibracji podczas badań osi pełnych i drążonych. podczas kalibracji osi pełnej do otrzymanej wartości wzmocnienia należy dodać 6 db, a w czasie kalibracji osi drążonej 12 db. ze względu na to, że badania osi drążonych wykonuje się układami automatycznymi i zapewnione są bardzo dobre, niezmienne warunki sprzęgania echa uzyskane podczas badań wzorców charakteryzują się wysokim stosunkiem sygnału użytecznego do szumu. rzeczywiste badania osi zabudowanych charakteryzują się zwiększeniem poziomu szumu pochodzącego od pierścieni łożysk, silnika, hamulców itp. wówczas kryterium nacięcie 2 mm + 12 db jest zbyt ostre, ponieważ pojawiają się szumy. kryterium 2 mm, szczególnie w czasie badań od części czołowej czopa jest wymaganiem ostrym. przy wykorzystaniu nieodpowiedniej aparatury lub w wyniku nieumiejętnego prowadzenia badania ewentualne wskazanie może zginąć w szumie lub dobra oś może zostać odrzuca ze względu na złe ocenienie wskazania pozornego. paradoksalnie więc bardziej wiarygodne wyniki badań mogłyby zostać uzyskane w następstwie zastosowania nacięcia głębszego. badania ultradźwiękowe są wykonywane regularnie w całej europie, mimo to ciągle dochodzi do awarii spowodowanych pęknięciami zmęczeniowymi osi. być może propagacja pęknięć następuje więc na tyle szybko, że wykrywanie pęknięć o głębokości 2 mm jest niewystarczające lub okres pomiędzy badaniami jest zbyt długi. podsumowanie  producenci osi i aparatury ultradźwiękowej, zakłady utrzymania ruchu, operatorzy badań, autorzy procedur, ośrodki szkoleń i odpowiednie urzędy przywiązują ogromną wagę do jakości wykonywanych badań. dziwi więc fakt, że podstawowa kwestia dotycząca wielkości używanych podczas kalibracji, a nawet sposobu ich wykonania jest lekceważona lub bezrefleksyjnie przyjmowana. dobór wielkości optymalnej mógłby zostać zaaprobowany i przyjęty tylko przy ścisłej współpracy wspomnianych podmiotów. jest to wymóg konieczny, aby wyniki badań uzyskiwane przez różne zakłady były ze sobą porównywalne. literatura [1] din 27201-7 stan pojazdów kolejowych – podstawy i technologie wykonania. część 7: badania nieniszczące. [2] pn en 15313 kolejnictwo – wymagania eksploatacyjne dotyczące obsługi zestawów kołowych – utrzymanie zestawów kołowych pojazdów w eksploatacji i wyłączonych z eksploatacji. [3] bn-75 3518-02 arkusz 01 nieniszczące metody badań. badania ultradźwiękowe osi zestawów kołowych elektrycznych zespołów trakcyjnych 3000 v. [4] bn-77 3518-02 arkusz 04 nieniszczące metody badań. badania ultradźwiękowe osi zestawów kołowych w wagonach eksploatowanych. [5] 4249/22 instrukcja cntk badań defektoskopowych osi zestawów kołowych dla lokomotyw serii sm48, sm31, sm42, em10, eu/ep07, et22, et41, et42 oraz osi wzorcowych tych serii. [6] 3660/22 instrukcja technologiczna wykonywania badań ultradźwiękowych osi zestawów kołowych wagonów towarowych instytutu kolejnictwa. 201410_pspaw.pdf 21przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 nieniszczące badania   morfologii powierzchni   betonowych podkładów podłogowych   z wykorzystaniem skanera 3d non-destructive testing of surface morphology of beton subfloors using a 3d scanner sławomir czarnecki łukasz sadowski jerzy hoła michał zaremba mgr inż. sławomir czarnecki; dr inż. łukasz sadowski; prof. dr hab. inż jerzy hoła; michał zaremba autor korespondencyjny/corresponding author: slawomir.czarnecki@pwr.wroc.pl wstęp podłogi betonowe wielowarstwowe są nieodzownym elementem wykończeniowym obiektów zaliczanych do budownictwa ogólnego, a także są bardzo często stosowane w budownictwie przemysłowym [1]. w budownictwie przemysłowym wykonywane są one w sposób dwuetapowy. pierwszym etapem jest wykonanie podkładu betonowego, oraz przygotowanie jego powierzchni, a następnie nakładana jest warstwa wierzchnia. ze względu na wymagania użytkowe, coraz częściej warstwę wierzchnią stanowią kompozyty na bazie żywic. w celu uzyskania wymaganej przyczepności warstwy wierzchniej do warstwy podkładowej wynoszącej 0,5 mpa, stosuje się różne zabiegi wpływające na morfologię powierzchni betonu takie jak: szlifowanie, groszkowanie, śrutowanie [2÷5]. w niniejszym referacie przedstawiono wyniki badań powierzchni betonowych podkładów podłogowych pod kompozyt żywiczny, przygotowanych przez śrutowanie oraz przez szlifowanie. uzyskane wyniki porównano z tymi jakie otrzymano dla powierzchni pozostawionej bez przygotowania, a jedynie zatartej w sposób taki jak jest to często wykonywane w praktyce. tak przygotowane streszczenie w pracy przedstawiono możliwości nieniszczącego badania morfologii powierzchni podkładów betonowych przy wykorzystaniu skanera laserowego 3d o nowej konstrukcji. przedstawione zostaną też w układzie porównawczym wyniki badań dla powierzchni różniących się sposobami przygotowania na podkładach wykonanych z betonów różniących się składem. zostaną one przedstawione w postaci trójwymiarowych obrazów oraz wielu możliwych do uzyskania tą metodą parametrów opisujących morfologię. słowa kluczowe: badania nieniszczące, morfologia powierzchni betonowych, podkłady betonowe, skanowanie 3d abstract this article presents the possibility of non-destructive testing of morphology of concrete substrates surfaces by means of newly designed 3d laser scanner. the results of the investigation of differently prepared surfaces will be presented and compared for substrates made out of different mixture of components. the results will be presented as three-dimensional images, and the table of morphology parameters achieved with this method. keywords: nondestructive tests, concrete surfaces morphology, concrete substrates, 3d scanning 22 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 podkłady betonowe zostały przebadane nieniszczącą metodą optyczną skanowania powierzchni, przy użyciu skanera laserowego 3d nowej konstrukcji. celem badań było przede wszystkim potwierdzenie, że użyty w badaniach nowej konstrukcji skaner laserowy 3d pozwala uzyskać wartości wielu parametrów przydatnych do oceny morfologii przygotowanych w różny sposób powierzchni elementów betonowych wykonanych z użyciem kruszywa o różnej wielkości ziaren. metodyka badań opis metody badawczej do nieniszczących badań morfologii powierzchni podkładów betonowych zastosowano skaner 3d wykorzystujący aktywną metodę optyczną triangulacji laserowej, której schemat działania przedstawiono na rysunku 1. polega ona na projekcji plamki promienia lasera na powierzchni badanego elementu i obserwacji zmian jej położenia z wykorzystaniem stosownego precyzyjnego układu optycznego. następnie mierzona jest odległość plamki laserowej wytworzonej na powierzchni elementu od głowicy laserowej. odległość ta jest wyznaczana na podstawie wyniku pomiaru kąta między wiązką lasera, a odwzorowaniem plamki lasera na sensorach pomiarowych w układzie optycznym [6]. generalnie więc ideą tej metody badawczej jest pomiar odległości pojedynczej plamki lasera. w badaniach zastosowano modyfikację metody optycznej triangulacji laserowej, wykorzystując zbiór plamek lasera tworzących linię o długości 50 mm. w celu uzyskania obrazu 3d badanej powierzchni wykorzystano skaner laserowy nowej konstrukcji wyposażony w silnik krokowy, dzięki czemu możliwe było wykonywanie pomiarów „co krok” w odległości co 0,1 mm. wprawdzie w przypadku badania powierzchni o szczególnie dużej chropowatości metoda triangulacji laserowej posiada pewne ograniczenie wynikające z zasady działania, którym jest tzw. „efekt cienia”, jednak dla badanych powierzchni nie zauważono wpływu tego efektu na uzyskane wyniki. w ten sposób dla badanej powierzchni podkładu betonowego otrzymana zostaje chmura punktów na powierzchni o wymiarach 50x50 mm, która przy użyciu programów komputerowych przeznaczonych do rys. 1. skanowanie powierzchni z wykorzystaniem metody optycznej triangulacji laserowej: a) widok skanera 3d nowej konstrukcji b) schemat „działania” metody fig. 1. surface scanning by means of optical laser traingulation a) scheme of the method b) view of the newly designed 3d scanner analizy morfologii powierzchni zamieniona zostaje w trójwymiarowy wirtualny model 3d przedstawiony na rysunku 2a. następnie obliczonych zostaje na tej podstawie wiele parametrów opisujących chropowatość powierzchni. przykładowe wartości tych parametrów przedstawiono na rysunku 2b. rys. 2. badania morfologii powierzchni elementu betonowego: a) wirtualny model 3d badanej powierzchni b) obliczone parametry chropowatości fig. 2. morphology of the investigated concrete element a) virtual 3d model of the investigated surface b) calculated parameters of roughness b) opis badanych elementów przedmiotem badań były wykonane w laboratorium dwa elementy płytowe nr 1 i 2, o wymiarach 1500x1500x40 mm grubości każdy. element nr 1 został wykonany z zaprawy piaskowo-cementowej o uziarnieniu piasku 0-2 mm z dodatkiem włókien polipropylenowych, a element nr 2 wykonano z betonu na kruszywie otoczakowym o uziarnieniu 2-8 mm, także z dodatkiem włókien polipropylenowych. wytrzymałość na ściskanie po 28 dniach dla zaprawy piaskowo-cementowej wyniosła 7,08 mpa, a dla betonu 16,77 mpa. warto zaznaczyć, że z analogicznych materiałów wykonywane są też podkłady pod warstwę wierzchnią w podłogach przemysłowych. każdy z elementów został podzielony na trzy równe części. powierzchnia każdej z nich, o wymiarach 500x1500 mm, została przygotowana w inny sposób, w celu zróżnicowania morfologii. a) b) a) 23przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 rys. 4. procentowa zmiana średnich wartości badanych parametrów chropowatości dla powierzchni przygotowanych przez śrutowanie (a) lub przez szlifowanie (b) w stosunku do powierzchni pozostawionej bez przygotowania fig. 4. percentage change of the mean value of investigated roughness parameters for surfaces prepared by shot blasting (a) or by grinding (b) in comparison with the surface without any preparation tak jak podano to na rysunku 3, poszczególne powierzchnie przygotowano przez śrutowanie lub przez szlifowanie z pozostawieniem dla celów porównawczych powierzchni bez przygotowania. rys. 3. sposób przygotowania i oznaczenia powierzchni badanych elementów nr 1 i 2 fig. 3. way of preparing surface of the surfaces of investigated elements 1 and 2 wyniki badań i ich krótka analiza w tablicy 1 przedstawiono uzyskane średnie wartości następujących parametrów chropowatości badanych powierzchni: wysokość średniokwadratowa powierzchni (root-mean square height – sq), kurtoza powierzchni (kurtosis – sku), maksymalna wysokość piku powierzchni (maximum peak height – sp), maksymalna głębokość wgłębienia powierzchni (maximum pit height – sv), maksymalna wysokość powierzchni (maximum height – sz), średnia arytmetyczna wysokość powierzchni (arithmetical mean heigh – sa), odwrotny polowy stosunek materiałowy powierzchni (inverse areal material ratio – smc) oraz skrajna wysokość szczytu (extreme peak height sxp). parametry te, należące do grupy parametrów wysokości i funkcyjnych, zostały wyznaczone wg iso 25178 [7]. nr elementu oznaczenie badanych powierzchni sq sku sp sv sz sa smc sxp mm – mm mm mm mm mm mm 1 1.1 0,125 3,15 0,505 0,697 1,20 0,100 0,155 0,266 1.2 0,157 2,72 0,556 0,637 1,20 0,128 0,208 0,300 1.3 0,159 2,38 0,532 0,560 1,09 0,132 0,224 0,257 2 2.1 0,242 2,415 0,778 0,815 1,595 0,201 0,338 0,402 2.2 0,147 3,190 0,624 0,655 1,280 0,117 0,193 0,286 2.3 0,168 3,245 1,178 0,562 1,735 0,139 0,236 0,255 tablica i. uzyskane średnie wartości parametrów chropowatości powierzchni badanych elementów betonowych nr 1 i 2 table i. mean values of surface roughness parameters of investigated concrete elements 1 and 2 analizując wyniki przedstawione w tablicy 1 można zauważyć, że uzyskane średnie wartości wszystkich parametrów chropowatości (z wyjątkiem parametru sku) dla badanych powierzchni są wyższe dla podkładu wykonanego z betonu o uziarnieniu kruszywa 2-8 mm, w stosunku do wartości tych parametrów określonych dla podkładu wykonanego z zaprawy o uziarnieniu kruszywa do 2 mm. również na podstawie analizy uzyskanych wyników badań na rysunku 4. przedstawiono procentową zmianę średnich wartości parametrów chropowatości badanych powierzchni po zastosowaniu śrutowania lub szlifowania, względem parametrów opisujących powierzchnie pozostawioną bez przygotowania. a) b) 24 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 literatura [1] l. czarnecki: posadzki przemysłowe – kierunki rozwoju; materiały budowlane 9/2006, s. 2. [2] t. mathia, p. pawlus, and m. wieczorowski: recent trends in surface metrology; wear 271, 2011, s. 494-508. [3] a. garbacz, l. courard, and b. bissonnette: a surface engineering approach applicable to concrete repair engineering; bulletin of the polish academy of sciences: technical sciences 61.1, 2013, s. 73-84. [4] p. santos, e. julio: correlation between concrete-to-concrete bond strength and the roughness of the substrate surface; construction and building materials, 21, 8/2007, s. 675-681. [5] m. siewczyńska: method for determining the parameters of surface roughness by usage of a 3d scanner; archives of civil and mechanical engineering, 12/2012, s. 83-89. [6] g. bradshaw: non-contact surface geometry measurement techniques, trinity college dublin, department of computer science, tcd-cs-1999-46. [7] iso 25178: geometric product specifications (gps) – surface texture: areal. wnioski w referacie przedstawiono nieniszczące badania morfologii powierzchni dwóch elementów betonowych z wykorzystaniem skanera laserowego 3d nowej konstrukcji. badano morfologię sześciu różnych powierzchni przygotowanych przez śrutowanie lub przez szlifowanie oraz pozostawionych bez przygotowania w celu porównawczym. wykazano, że wykorzystany skaner pozwala uzyskiwać wartości wielu parametrów przydatnych w ocenie morfologii powierzchni badanych elementów betonowych. analiza uzyskanych z pomocą tego skanera wyników badań pozwoliła stwierdzić, między innymi, że przygotowanie powierzchni przez śrutowanie powoduje jednoznaczny wzrost wartości parametrów opisujących chropowatość powierzchni podkładu betonowego, czego nie zaobserwowano dla powierzchni podkładu wykonanego z zaprawy. zauważono też, że śrutowanie powoduje wzrost prawie wszystkich średnich wartości ocenianych parametrów chropowatości powierzchni elementu nr 2 wykonanego z betonu, czego nie zaobserwowano w przypadku elementu nr 1 wykonanego z zaprawy. ponadto z analizy tablicy 1 wynika, że w przypadku szlifowania zmiany wartości badanych parametrów chropowatości nie są tak jednoznacznie ukierunkowane jak w przypadku śrutowania, bo brak jest zauważalnego trendu rosnącego dla wszystkich badanych parametrów. imię i nazwisko kontakt do osoby zamawiającej: adres nip zamawiam książkę: próba łamania łączy spawanych atlas przełomów w redakcji przegląd spawalnictwa w liczbie .... egz. cena 1 egzemplarza książki: próba łamania złączy spawanych atlas przełomów wynosi: 60 zł (w tym 5% vat) w celu zamówienia książki w redakcji należy wypełnić formularz zamieszczony obok i przesłać go w formie faksu, skanu lub listu na adres: redakcja – przegląd spawalnictwa aw simp ul. świętokrzyska 14a, 00-050 warszawa tel.: 22 827 25 42, faks: 22 336 14 79 e-mail: redakcja@pspaw.pl wpłaty należy dokonać na rachunek bankowy: bank bph s.a. oddział w warszawie 45 1060 0076 0000 3200 0043 1836 _________________________________podpis firma próba łamania złączy spawanych atlas przełomów jacek słania krzysztof staniszewski oświadczam, że jestem podatnikiem vat i upoważniam firmę do wystawienia faktury bez podpisu ps 11 2016 www.pdf 5przegląd  spawalnictwa vol. 88 11/2016 wpływ współczynnika wypełnienia   drutów proszkowych z rdzeniem metalicznym   na wydajność i stabilność procesu spawania the influence of fill ratio in metal cored electrodes on efficiency and stability of welding process mgr inż. katarzyna żegleń – politechnika wrocławska; inż. mateusz kurasiak, mgr inż. karol procelewski, mgr inż. grzegorz  całek – multimet sp. z o.o. autor korespondencyjny/corresponding author: katarzyna.zeglen@pwr.edu.pl streszczenie praca badawcza powstała na kanwie współpracy pomiędzy multimet sp. z o.o. a politechniką wrocławską. przedmiotem badań była ewaluacja wpływu współczynnika wypełnienia drutów proszkowych z rdzeniem metalicznym na wydajność oraz stabilność procesu spawania. w treści przedstawiono jak istotny jest wpływ tego parametru na charakterystykę procesu. wpływ natężenia prądu spawania na wydajność stapiania dla drutów proszkowych o współczynniku wypełnienia 17 i 20% został zilustrowany wykresem. na jego podstawie określono wartość natężenia prądu, dla którego bez względu na rodzaj użytego drutu, wydajność jest taka sama. wykonano próby mające na celu określenie stabilności jarzenia się łuku dla natężenia prądu o wartości 152 a i 369 a. słowa kluczowe: druty proszkowe; współczynnik wypełnienia; wydajność; stabilność abstract research work is a result of collaboration between multimet sp.z.o.o and the wrocław university of science and technology. the work deals with the influence of the fill ratio of metal cored electrodes. the text shows the importance of the influence of this parameter on the efficiency and stability of the welding process for selected welding parameters. the influence of welding current on the efficiency of welding with metal cored electrodes for the fill ratio of 17 and 20% is illustrated in the graph. on its basis welding current, for which efficiency of both types of metal cored electrodes is the same was specified. tests were carried out to determine the stability of arcing for the welding current 152 a and 369 a. keywords: metal cored electrode; fill ratio; efficiency; stability wstęp druty proszkowe stosowane są od wielu lat w procesach przemysłowych. wśród nich należy wymienić na przykład spawalnictwo i napawanie [1,2]. w spawalnictwie znajdują one zastosowanie w łączeniu stali niskostopowych i drobnoziarnistych (pn-en iso 17632:2016-02), stali o wysokiej wytrzymałości (pn-en iso 18276:2008), stali odpornych na pełzanie (pn-en iso 17634:201510), stali nierdzewnych i żaroodpornych (pn-en iso 17633:2010) czy żeliwa (pn-en iso 1071:2016-02). druty te zbudowane są z metalowej osłony rurkowej wykonanej ze stali oraz rdzenia (wypełnienia) rutylowego, zasadowego bądź metalicznego. do pracy badawczej został wybrany drut o rdzeniu metalicznym z racji uniwersalności aplikacji i istniejących badaniach z wykorzystaniem drutu o zbliżonych właściwościach i parametrach [2]. rdzeń tych katarzyna żegleń, mateusz kurasiak, karol procelewski, grzegorz całek drutów składa się z proszku żelaza oraz proszków innych metali i niemetalicznych mających działanie na przykład utleniające. druty te najczęściej stosuje się do spawania niestopowych i niskostopowych stali konstrukcyjnych. istnieje wiele możliwości wykonania szwu (miejsca styku krawędzi blachy) w celu zamknięcia przekroju drutu. najczęściej stosowaną metodą łączenia krawędzi metalowej rurki jest ich zgrzewanie lub zagięcie [3]. jednak najnowocześniejszą oraz zapewniającą największą pewność i jakości jest wykonanie zamknięcia przez spawanie szwu wiązką lasera. jest to efekt precyzyjnego, kontrolowanego procesu o niskiej energii liniowej. materiały dodatkowe do spawania otrzymywane tą metodą nazywane są bezszwowymi drutami proszkowymi. cechuje je szereg zalet. wśród nich należy wyróżnić: przeglad welding technology review 6 przegląd  spawalnictwa vol. 88 11/2016  ( 1 ) rys.  1.  przekrój poprzeczny drutu proszkowego metalicznego o współczynniku wypełnienia 17% fig. 1. cross section of metal cored electrode with a fill ratio of 17% rys.  2.  przekrój poprzeczny drutu proszkowego metalicznego o współczynniku wypełnienia 20% fig. 2. cross section of metal cored electrode with a fill ratio of 20% wysoką stabilność formy drutu, doskonałe podawanie, stabilność łuku, która determinuje małą ilość rozprysków, brak konieczności suszenia przed użyciem, wysoką wydajność w porównaniu z drutami litymi, niską zawartość wodoru poniżej 5ml/100g zapewniającą odporność na pękanie zimne. pokrycie powierzchni drutu miedzią zapewnia dobrą przewodność prądu elektrycznego oraz zapobiega powstawaniu korozji. w przemyśle współczynnik wypełnienia jest definiowany w różny sposób. wybór odpowiedniej definicji zależy na przykład od etapu produkcji, na którym jest konieczność jego wyznaczenia. zazwyczaj, do jego opisu wykorzystuje się stosunek masy proszku (rdzenia drutu) do całkowitej masy drutu (1) [3,4]. zależność tą stosuje się przy określaniu współczynnika wypełnienia dla produktu gotowego. współczynnik wypełnienia = masa rdzenia masa drutu ________________ wartość współczynnika wypełnienia ma znaczący wpływ na przebieg procesu spawania. wysoki współczynnik w przypadku drutów rutylowych i zasadowych ma korzystny wpływ, w przeciwieństwie do drutów metalicznych. druty o rdzeniu metalicznym podczas spawania zaczynają zachowywać się jak druty lite. druty o wysokim współczynniku wypełnienia wymagają wysokiej energii potrzebnej do ich stopienia. w konsekwencji, mniejszy udział energii jest wykorzystywany do penetracji w materiał spawany. w drutach proszkowych prąd jest transferowany przez koszulkę rurkową drutu wykonaną ze stali [4]. im wyższy współczynnik wypełnienia drutu, tym przekrój poprzeczny rurki metalowej jest mniejszy. w związku ze zmniejszeniem pola przekroju poprzecznego metalowej rurki, wzrasta gęstość prądu, a co za tym idzie również wydajność stapiania. współczynnik stapiania jest zależny od takich parametrów jak prędkość podawania drutu oraz średnica drutu [4]. celem badań było określenie jaki wpływ na stabilność procesu spawania ma współczynnik wypełnienia. pośród wielu badań stosowanych w próbie spawalności wybrano określenie zdolności stabilnego jarzenia się łuku spawalniczego [5]. materiały i metody do badań pozwalających na określenie wydajności i stabilności procesu spawania zastosowano dwa druty proszkowe metaliczne gatunku en iso 17632-a-t 46 6 m m 1 h5 o średnicy 1,2 mm i różnym współczynniku wypełnienia. rysunek 1 przedstawia drut o współczynniku wypełnienia 17%, a rysunek 2 drut o współczynniku wypełnienia 20%. współczynniki zostały wyliczone na podstawie zależności uwzględniającej stosunek masy proszku do masy całego drutu (1). wybrane druty proszkowe o rdzeniu metalicznym są klasyfikowane według granicy plastyczności i energii łamania. wykazują minimalną granicę plastyczności o wartości 460 mpa oraz udarność spoiwa o wartości 47j spełnionej lub przekraczającej tą wielkość w temperaturze -60 °c. procenty frakcji masowej to: mangan (2,0%), chrom (0,2%), nikiel (0,5%), molibden (0,2%), wanad (0,08%), niob (0,05%) i miedź (0,3%). wydajność stapiania była wyznaczana wagowo. szpula materiału dodatkowego była ważona przed i po spawaniu. stałym parametrami i czynnikami były: średnica drutu, prąd, rozdaj prądu i biegunowość, prędkość spawania i przepływ gazu. natomiast zmienne było natężenie uzależnione od prędkości podawania i długości wolnego wylotu. w badaniach stabilności przebiegu procesu spawania zastosowano system pomiarowy, który znajduje się na rysunku 3 układ składa się z zasilacza, napięciowego adaptera spawania, przewodów oraz przetwornika a/c i oscyloskopu cyfrowego, które razem tworzą weld scanner hks p1000. przy jego wykorzystaniu istnieje możliwość rejestracji parametrów procesu spawania w czasie rzeczywistym. zebrane dane są wyświetlane w formie charakterystyk dynamicznych. 7przegląd  spawalnictwa vol. 88 11/2016 rys. 3. schemat stanowiska pomiarowego: zasilacz (1), napięciowy adapter spawania (2), przetwornik a/c (3), oscyloskop cyfrowy (4) oraz przewody (5) [6] fig. 3. the scheme of the stand-up of the measurement, consisting of a power source (1), welding voltage adapter (2), proces-sensor (3), digital oscilloscope (4) and the wires (5) [6] rys. 5. wartości natężenia prądu i=153 a w funkcji czasu dla spawania drutem proszkowym metalicznym o współczynniku wypełnienia 20% fig. 5. currents value (i=153 a) in time for a metal cored electrode with fill ratio of 20% rys. 6. wartości natężenia prądu i=152 a w funkcji czasu dla spawania drutem proszkowym metalicznym o współczynniku wypełnienia 17% fig. 6. currents value (i=152 a) in time for a metal cored electrode with fill ratio of 17% rys. 7. wartość natężenia prądu i=370 a w funkcji czasu dla spawania drutem proszkowym metalicznym o współczynniku wypełnienia 17% fig. 7. currents value (i=370 a) in time for a metal cored electrode with fill ratio of 17% rys. 8. wartość natężenia prądu i=369 a w funkcji czasu dla spawania drutem proszkowym metalicznym o współczynniku wypełnienia 20% fig. 8. currents value (i=369 a) in time for a metal cored electrode with fill ratio of 20% badania stabilności jarzenia łuku wykonano w pozycji pa przy dwóch wartościach natężenia prądu odpowiednio: 152 a i napięciu 18 v oraz 369 a i napięciu 37 v. wykorzystano źródło prądu elektromig 450 crw i podajnik drutu dv-4w oraz użyto osłony gazowej m21 (ar+18%co2). długość łuku w obu przypadkach była taka sama. wyniki prędkość podawania drutów jest bezpośrednio związana z natężeniem prądu. im prędkość podawania drutu jest wyższa, tym natężenie prądu jest wyższe. dla natężenia prądu do wartości ok. 275 a (rys. 4), druty proszkowe o współczynniku wypełnienia 20% są bardziej wydajne. w przypadku, gdy natężenie wynosi 275 a wydajność obu rodzajów drutów jest taka sama. w przypadku drutów proszkowych o niższym współczynniku wypełnienia (czyli o mniejszej gęstości prądu przewodzonego przez rurkę metalową) powyżej natężenia około 275 a, charakter transferu prądu przez rurkę metalową będzie taki sam jak dotychczasowo. natomiast, w przypadku drutów proszkowych o wyższym współczynniku wypełnienia, gęstość prądu (przy tej samej prędkości podawania co w przypadku drutów proszkowych o niższym współczynniku wypełnienia) będzie tak wysoka, że zaczną się one stapiać jak druty lite. wówczas ich wydajność spadnie, a proces spawania będzie zachodził niestabilnie. na rysunku 4 przedstawiono zależność zmiany wydajności stapiania drutem proszkowym metalicznym dla drutu gatunku en iso 17632-a-t 46 6 m m 1 h5 w funkcji natężenia prądu spawania. zależności natężenia prądu w funkcji czasu przedstawiono na rysunkach 5÷8. wartości natężenia prądu zostały dobrane w oparciu o wykres (rys. 4), tak aby odpowiadały zakresom poniżej i powyżej natężenia 275 a. rys. 4. zależność wydajności stapiania drutu proszkowego od natężenia prądu dla drutów proszkowych metalicznych o współczynniku wypełnienia 17 i 20% fig.  4. correlation of the welding efficiency [kg/h] as a function of welding current [a] for the metal cored electrode with fill ratio of 17and 20% 8 przegląd  spawalnictwa vol. 88 11/2016 wnioski przeprowadzone badania pozwoliły na określenie wpływu współczynnika wypełnienia drutów proszkowych metalicznych na stabilność jarzenia się łuku. podczas spawania drutami o wyższym współczynniku wypełnienia, przy niższych wartościach natężenia prądu, proces spawania przebiega stabilnie. wydajność stapiania tych drutów jest wyższa w porównaniu z drutami o niższym współczynniku. potwierdzeniem są wykonane analizy zmiany natężenia prądu w funkcji czasu, zestawione na wykresach (rys. 5÷8). dodatkowo wynika to z wyższej gęstości prądu przewodzonego przez koszulkę rurkową drutu o wyższym współczynniku wypełnienia. dla badanych drutów określono wartość natężenia prądu spawania, dla której wydajność stapiania jest taka sama i wnosi około 275 a. w przypadku spawania drutami proszkowymi o wyższym współczynniku wypełnienia, przy wyższej wartości natężenia prądu, proces przebiega niestabilnie. wynika to z charakteru przewodzenia prądu przez drut proszkowy metaliczny oraz zależności kształtowo-wymiarowych spoiny. nieprawidłowy dobór parametrów determinuje pojawienie się znacznej ilości rozprysków oraz mniejszą ilość ciekłego metalu transferowanego do jeziorka tworzącego spoinę. w słowie zakończenia należy dodać, że praca powstała we współpracy firmy multimet sp. z o.o. i politechniki wrocławskiej. multimet sp. z o.o. jest doświadczonym i wiodącym producentem materiałów spawalniczych w tym również bezszwowych drutów proszkowych. wspólnie z politechniką wrocławską przeprowadzono cykl testów obrazujących zależność pomiędzy charakterystyką techniczną drutów proszkowych, a parametrami procesu. literatura [1] r. bęczkowski, m. gucwa: możliwość zastosowania napawania drutem rdzeniowym z wykorzystaniem prądu pulsującego, przegląd spawalnictwa, vol. 87, s. 13-16, 2015. [2] r. bęczkowski, m. gucwa: wpływ parametrów napawania drutem z rdzeniem metalicznym na wydajność procesu i parametry geometryczne ściegu, przegląd spawalnictwa, vol. 88, s. 49-52, 2016. [3] e. tasak:, metalurgia spawania, wydawnictwo jak, kraków 2008. [4] j. pilarczyk: poradnik inżyniera. spawalnictwo t. 2, wydawnictwa naukowo-techniczne, warszawa 2005. [5] m. fidali, b. ślązak: zastosowanie krótko-czasowej transformaty fouriera do analizy procesu spawania elektrodą otuloną, przegląd spawalnictwa, vol. 87, s. 115-120, 2015. [6] http://www.hks-prozesstechnik.de [7] multimet sp. z o.o. dla natężenia 153 a, łuk przy spawaniu drutem proszkowym metalicznym o współczynniku wypełnienia 20% jarzy się stabilnie (rys. 5). natomiast drut o niższym współczynniku wypełnienia jarzy się mniej stabilnie (rys. 6). dodatkowo na podstawie procedur wewnętrznych zakładu [7], bazujących na odchyleniu standardowym wartości natężenia prądu, można określić charakter przebiegu procesu spawania. dla wartości odchylenia standardowego poniżej 10, proces przebiega stabilnie, a powyżej niestabilnie. odchylenie standardowe natężenia prądu dla drutu o współczynniku wypełnienia 20% wynosiło 7,3, a dla drutu o współczynniku wypełnienia 17% odchylenie standardowe wyniosło 16,2. analogiczny przypadek zaobserwowano podczas spawania przy wyższych parametrach natężenia prądu wynorys. 10. złącze spawane z licznymi odpryskami wykonane drutem o współczynniku wypełnienia 17% fig. 10. welded joint with few spatters (metal cored electrode with fill ratio 17%) szących 370 a. łuk dla drutu o współczynniku wypełnienia 17% jarzył się stabilnie (rys. 7), w przeciwieństwie do drutu o wyższym współczynniku wypełnienia (rys. 8). niestabilność procesu jest zilustrowana na wykresach przez liczne fluktuacje krzywej, której zmienność jest widoczna w stosunku do krzywej obrazującej stabilność procesu. odchylenie standardowe natężenia prądu dla drutu o współczynniku wypełnienia 20% wynosiło 19, a dla drutu o współczynniku wypełnienia 17% odchylenie standardowe wyniosło 4,3. w wyniku spawania drutem proszkowym metalicznym o współczynniku wypełnienia 20%, wokół spoiny występowało wiele rozprysków (rys. 9). natomiast przy spawaniu drutem o współczynniku wypełnia 17%, ilość rozprysków była znikoma (rys. 10). rys. 9. złącze spawane z licznymi rozpryskami wykonane drutem o współczynniku wypełnienia 20% fig. 9. welded joint with many spatters (metal cored electrode with fill ratio 20%) ps 7 2017 www 04 26 przegląd  spawalnictwa vol. 89 7/2017 wpływ wyżarzania normalizującego   na rozwój pęknięć zmęczeniowych oraz właściwości  materiałów platerowanych stopami niklu effect of normalization annealing on the fatigue cracks growth and properties for cladded materials with nickel alloys mgr inż. grzegorz kwiatkowski; dr hab. inż. dariusz rozumek, prof. nzw. po – politechnika opolska. autor korespondencyjny/corresponding author: grzesiekk1989@gmail.com streszczenie w pracy opisano rozwój pęknięć zmęczeniowych dla dwóch różnych materiałów zgrzewanych wybuchowo. w obu przypadkach wykorzystano jednakowy materiał podstawowy – stal niestopowa p355nh zaś materiałami nakładanymi są stopy niklu alloy 625 i c-276. przeprowadzono badania zmęczeniowe przy cyklicznym zginaniu i współczynniku asymetrii cyklu wynoszącym r = -1 oraz amplitudzie momentu ma = 19.41 n•m. rozwój pęknięć zmęczeniowych mierzony był przy pomocy przenośnego mikroskopu o powiększeniu 25x znajdującego się przy maszynie zmęczeniowej mzgs100. w pracy przedstawiono również wyniki badań statycznych oraz badania rozkładu twardości na przekroju poprzecznym bimetalu przed i po obróbce cieplnej. słowa kluczowe: zgrzewanie wybuchowe; wyżarzanie normalizujące; pęknięcia zmęczeniowe; zginanie; twardość; stopy niklu abstract the work describes the development of fatigue cracks for two different materials by explosive welding. in both cases, was used the same base material carbon steel p355nh and clad materials are nickel alloys 625 and c-276. fatigue tests were carried out at cyclic bending with stress ratio r = -1 and amplitude of the moment ma = 19.41 n•m. the fatigue cracks growth was measured by a 25x magnification microscope located at the fatigue test stand mzgs100. the paper also presents the study of strength tests and hardness distribution in bimetal cross section before and after heat treatment. keywords:  explosive welding; normalization annealing; fatigue cracks fatigue; bending; hardness; nickel alloys wstęp proces platerowania wybuchowego pozwala na połączenie dwóch lub więcej materiałów, których nie da połączyć się żadną inną metodą. przykładami takich bimetali są stal z aluminium, bądź tytan z aluminium. sam proces platerowania wybuchowego polega na nałożeniu na materiał podstawowy dystansów technologicznych, na których następnie ułożony zostaje materiał nakładany, po czym na niego nałożony zostaje materiał wybuchowy w postaci sproszkowanego materiału wybuchowego na bazie saletry amonowej. w wyniku detonacji materiały zderzają się ze sobą z dużą prędkością w skutek czego następuje ich trwałe połączenie [1,2]. proces zgrzewania wybuchowego powoduje silne umocnienie obu materiałów, szczególnie w strefie złącza [3]. grzegorz kwiatkowski, dariusz rozumek przeglad welding technology review w celu zmniejszenia bądź zniwelowania umocnienia oraz występujących naprężeń stosuje się procesy obróbki cieplnej, więcej na ten temat można znaleźć w pracach [4÷7]. materiały platerowane wykorzystywane są w celu obniżenia kosztów, gdzie przeważnie materiał podstawowy jest stosunkowo tani (np. stal niestopowa) w stosunku do materiału nakładanego np. tytanu. badania zmęczeniowe pozwalają określić trwałość przy cyklicznym zginaniu, gdyż większość z materiałów pracuje w warunkach oddziaływania obciążeń zmiennych w czasie [6,8,9] celem niniejszej pracy są badania rozwoju pęknięć zmęczeniowych plateru typu stal niestopowa – stopy niklu po obróbce cieplnej. 27przegląd  spawalnictwa vol. 89 7/2017 metodyka badań badaniom poddane zostały platery wykonane za pomocą zgrzewania wybuchowego (nr procesu 441 wg pn-en iso 4063) przez zakład technologii wysokoenergetycznych explomet gałka, szulc spółka jawna, gdzie materiałem podstawowym była stal niestopowa p355nh o grubości 10 mm, zaś materiałami nakładanymi były stopy niklu c-276 i alloy 625 o grubości 3 mm. jako pierwsze przeprowadzone zostały badania nieniszczące, ultradźwiękowe w celu sprawdzenia spójności złącza na całej badanej powierzchni. badania ultradźwiękowe wykonano za pomocą defektoskopu starmans electronics ltd. model dio 1000-pa wraz z podwójną głowicą, dzięki której możliwa była detekcja i rejestracja rozwarstwień łączonych blach, jak również wad (nieciągłości) oraz pęknięć w materiałach składowych. badania wykonano zgodnie z wymaganiami normy en 578/578m level b [10]. następnie przeprowadzona została obróbka cieplna polegająca na wyżarzaniu normalizującym. parametry obróbki cieplnej dobrano na podstawie własnych doświadczeń i pokazano w tablicy i. jako kolejne przeprowadzone zostały badania wytrzymałościowe takie jak: statyczna próba rozciągania, próba zginania, próba ścinania oraz udarność. w przypadku próby udarności wykonane zostały 3 próby, z których następnie wyciągnięta została średnia wartość. badania wykonano na maszynie wytrzymałościowej zd-20, wg normy amerykańskiej astm a-265 [11]. wszystkie badania zostały wykonane zgodnie z odpowiednimi normami przedmiotowymi tj.: statyczna próba rozciągania – norma astm sa-370 [12] próba zginania – norma astm sa-265, próba ścinania norma astm sa-265, badania udarności – norma astm sa-370. własności mechaniczne przed obróbką cieplną pokazano w tablicy ii. następnie wykonane zostały badania twardości na prze kroju poprzecznym próbki. badania wykonano metodą vickersa przy obciążeniu 0,5 kg hv. pomiary wykonywano co 0,2 mm w materiale podstawowym oraz nakładanym na długości 2 mm od linii złącza. jako ostatnie przeprowadzone zostały badania zmęczeniowe przy zginaniu. badania wykonano na maszynie zmęczeniowej mzgs 100 w zakresie wysokiej oraz niskiej liczby cykli przy stałym obciążeniu ma = 19,41 n•m oraz częstotliwości obciążenia 28,4 hz. inicjacja oraz propagacja pęknięć mierzona była za pomocą przenośnego mikroskopu optycznego o powiększeniu 25x i mikrometru znajdującego się przy maszynie zmęczeniowej z dokładnością 0,01 mm. obserwacja prowadzona była na bocznych powierzchniach próbki przy jednoczesnym rejestrowaniu bieżącej liczby cykli obciążenia n. pęknięcia mierzone były do momentu przecięcia złącza pomiędzy materiałem podstawowym i nakładanym bądź do zniszczenia próbki. wyniki badań i ich analiza badania ultradźwiękowe wykazały, że blachy połączone są na całej powierzchni z wyjątkiem technologicznych marginesów wynoszących ok. 30 mm na każdą stronę oraz miejscem pobudzenia detonacji, które zazwyczaj jest obszarem niezgrzanym. badania wytrzymałościowe wykazały, że obróbka cieplna w znacznym stopniu obniża własności wytrzymałościowe platerów (wyniki pokazano w tabl. iii). w przypadku próby na rozciąganie wytrzymałość po platerowaniu kryterium akceptacji odnosi się do wytrzymałości na rozciąganie rm, natomiast re, a50 podano jako dodatkową informację. w przypadku plateru, gdzie materiałem nakładanym jest alloy 625 rm = 698 mpa, zaś dla c-276 wytrzymałość na rozciąganie równa jest 649 mpa co zdecydowanie przekracza założenia normy astm a-265, wg której zakres wytrzymałości na rozciąganie wynosi od 485÷620 mpa. obróbka cieplna wpłynęła na obniżenie wytrzymałość na roz ciąganie obydwu materiałów, co pokazano w tablicy iii. badania na ścinanie wykonane zostały według normy astm sa-265, gdzie minimalna wymagana siła do spełnienia akceptacji wynosi 140 mpa. zastosowanie obróbki cieplnej powoduje spadek wytrzymałości, jednak w przypadku obróbki cieplnej jak i jej braku wyniki spełniają wymagania normy astm sa-265. próba na zginanie wykonana została zgodnie tablica i. parametry obróbki cieplnej table i. heat treatment parameters tablica ii. własności mechaniczne badanych materiałów po połączeniu table ii. mechanical properties of materials after cladding rodzaj obróbki  cieplnej nagrzewanie  wygrzewanie  chłodzenie  wkładanie materiału   do pieca   przy temperaturze, °c prędkość   nagrzewania, °c/h temperatura, °c czas, min sposób chłodzenia wyżarzanie normalizujące 300 150 910 30 w swobodnym powietrzu do temperatury otoczenia materiał własności wytrzymałościowe wytrzymałość   na ścinanie próba zginania praca łamania re, mpa rm, mpa a50, % rs, mpa kąt zginania 180o wartość średnia, j p355nh + alloy 625 (1) 608 698 29 611 bez nieciągłości 118 p355nh + c-276 (2) 587 649 31 594 bez nieciągłości 49 28 przegląd  spawalnictwa vol. 89 7/2017 z normą astm sa-265 w dwóch wariantach. w pierwszym materiał nakładany był rozciągany, a materiał podstawowy ściskany zaś w drugim odwrotnie. w obu przypadkach materiały nie uległy rozwarstwieniu, co daje podstawę do stwierdzenia, że charakteryzują się bardzo dobrą jakością. dla badań udarności minimalna praca łamania wg normy astm sa-370 wynosi 27 j. z tablicy iii wynika, że oba platery spełniają kryteria akceptacji. badania zmęczeniowe  w przypadku badań zmęczeniowych na zginanie, propagacja pęknięć obserwowana była za pomocą przenośnego mikroskopu. przykładowe wyniki wzrostu pęknięć w funkcji liczby cykli przedstawiono na rysunku 1. nastąpiła w materiale podstawowym. inicjacja rozpoczynała się przy 50000 cykli i propagowała w stronę materiału nakładanego (rys. 3). pęknięcie dotarło do złącza przy 63000 cykli i przecinając linię złącza propagowało w materiale nakładanym. plater, z materiałem nakładanym typu stop niklu c-276 wykazuje zdecydowanie niższą trwałość zmęczeniową w porównaniu do plateru z alloy 625 bez obróbki cieplnej. inicjacja pęknięcia również nastąpiła w materiale podstawowym przy 80000 cykli i pęknięcie propagowało w stronę materiału nakładanego. rys. 1. długości pęknięć w funkcji liczby cykli fig. 1. cracks length vs. number of cycles rys. 2. pęknięcie próbki oraz strefa złącza p355nh + alloy 625 bez obróbki cieplnej fig. 2. crack specimen and area of joint p355nh + alloy 625 without heat treatment rys.  3.  pęknięcie próbki oraz strefa złącza p355nh + alloy 625 po obróbce cieplnej fig. 3. crack specimen and area of joint p355nh + alloy 625 after heat treatment tablica iii. własności mechaniczne badanych materiałów po obróbce cieplnej table iii. mechanical properties of tested materials after heat treatment materiał własności wytrzymałościowe wytrzymałość   na ścinanie próba zginania praca łamania re, mpa rm, mpa a50, % rs, mpa kąt zginania 180o wartość średnia, j p355nh + alloy 625 (3) 364 600 45 405 bez nieciągłości 30 p355nh + c-276 (4) 358 583 37 470 bez nieciągłości 102 z rysunku 1 wynika, że największą trwałość zmęczeniową wykazuje plater ze stopem niklu alloy 625 bez obróbki cieplnej, a jego trwałość wynosi nf = 164000 cykli. inicjacja pęknięcia nastąpiła przy 144000 cyklach w materiale podstawowym, po czym pęknięcie propagowało w stronę materiału nakładanego. pęknięcie dotarło do złącza przy 162000 cykli, gdzie nastąpiło jego rozwarstwienie. następnie obserwowano dalszą propagację w stronę materiału nakłada nego (rys. 2). w przypadku tego plateru (materiał nakładany alloy 625) obróbka cieplna spowodowała zdecydowany spadek trwałości zmęczeniowej do wartości nf = 64000 cykli. podobnie jak w przypadku próbki bez obróbki cieplnej inicjacja pęknięcia n, cykle p355nh+ alloy625 bez oc ma = 19,41n • m p355nh+ alloy625 oc p355nh+ c-276 bez oc p355nh+ c-276 oc a,  m m 29przegląd  spawalnictwa vol. 89 7/2017 pęknięcie dotarło do złącza przy 104000 cykli i przecięło linię złącza (rys. 4), a następnie propagowało w materiale nakładanym w podobny sposób jak w materiale podstawowym. trwałość zmęczeniowa próbki wynosi nf = 106000 cykli. w przypadku bimetalu, gdzie materiałem nakładanym jest stop niklu c-276 obróbka cieplna spowodowała wzrost trwałości zmęczeniowej do nf = 143000 cykli, a pęknięcie dotarło do złącza przy 141000 cykli. jednakże w porównaniu do pozostałych badanych platerów pęknięcie nie przecięło złącza lecz nastąpił rozwój pęknięcia w złączu przy jednoczesnej inicjacji i propagacji pęknięcia w materiale nakładanym (rys. 5). rys. 4. pęknięcie próbki oraz strefa złącza p355nh + c-276 bez obróbki cieplnej fig. 4. crack specimen and area of joint p355nh + c-276 without heat treatment rys. 5. pęknięcie próbki oraz strefa złącza p355nh + c-276 po obróbce cieplnej fig. 5. crack specimen and area of joint p355nh + c-276 after heat treatment rys. 6. rozkład twardości w przekroju poprzecznym badanych złączy fig. 6. hardness distribution in cross-section of tested joints twardości pokazano na rysunku 6. z przeprowadzonych badań wynika, że największe wartości twardości występują w pobliżu złącza. może to być spowodowane umocnieniem występującym w procesie platerowania wybuchowego bądź pomiar wykonany został w miejscu przetopienia (obszaru intermetalicznego) charakteryzującego się wysoką twardością. w przypadku plateru, gdzie materiałem nakładanym jest alloy 625, obróbka cieplna spowodowała zdecydowany spadek twardości na przekroju materiału podstawowego i nakładanego. bimetal z materiałem nakładanym c-276 wykazuje niższą twardość bez obróbki cieplnej w porównaniu do alloy 625. jednakże w przypadku tego plateru (c-276) obróbka cieplna powoduje wzrost twardości materiału nakładanego w odległości do 0,6 mm od linii złącza w stosunku do tego materiału bez obróbki cieplnej. badania pomiarów twardości  na każdej próbce, w przekroju poprzecznym, wykonywane były pomiary w trzech różnych miejscach próbki, a następnie wyliczana była średnia wartość dla trzech różnych pomiarów i danej odległości od złącza. wyniki rozkładu tw ar do ść , h v 0, 5 rozkład twardości materiał podstawowy materiał nakładany odległość od złącza, mm p355nh+ alloy625 bez oc p355nh+ alloy625 oc p355nh+ c-276 bez oc p355nh+ c-276 oc 30 przegląd  spawalnictwa vol. 89 7/2017 literatura [1] crossland b.: explosive welding of metals and its application, claredon press, oxford, 1982. [2] walczak w.: zgrzewanie wybuchowe metali, warszawa, wnt, 1989. [3] rogalski, d. fydrych, w. walczak: zastosowanie zgrzewania wybuchowego do wytwarzania kompozytów metalowych z osnową aluminiową, przegląd spawalnictwa vol. 85, nr 5, 2013. [4] u. sobczak, m. najwer, g. kwiatkowski: wpływ obróbki cieplnej na mikrostrukturę i odporność korozyjną bimetalu stal 904l – nikiel n02201 wytworzonego zgrzewaniem wybuchowym, przegląd spawalnictwa vol. 88, nr 7, 2016. [5] a. pocica, m. najwer: obróbka cieplna zgrzewanych wybuchowo bimetali ze stali austenitycznych, przegląd spawalnictwa, vol. 86, nr 5, 2014. [6] kwiatkowski g., rozumek d.: rozwój pęknięć przy cyklicznym zginaniu dla różnych materiałów platerowanych wybuchowo, przegląd spawalnictwa, vol. 88, nr 4, 2016. wnioski na podstawie przeprowadzonych badań można sformułować następujące wnioski: 1. badania zmęczeniowe wykazują, że obróbka cieplna powoduje wzrost trwałości zmęczeniowej dla bimetalu z materiałem nakładanym c-276, zaś spadek trwałości w bimetalu z alloy 625. 2. obróbka cieplna powoduje obniżenie własności wytrzymałościowych badanych platerów. 3. w przypadku bimetalu, gdzie materiałem nakładanym jest stop niklu c-276 obróbka cieplna powoduje wzrost twardości w stosunku do tego materiału bez obróbki cieplnej w zakresie 0÷0,6 mm odległości od linii złącza. 4. we wszystkich próbkach inicjacja pęknięcia nastąpiła w materiale podstawowym. [7] natalia pocica, lechosław tuz: ocena mikrostruktury i wybranych własności mechanicznych złączy zgrzewanych wybuchowo po obróbce cieplnej, przegląd spawalnictwa, vol. 88, nr 4, 2016. [8] rozumek d., macha e.: opis rozwoju pęknięć zmęczeniowych w materiałach sprężysto-plastycznych przy proporcjonalnym zginaniu ze skręcaniem, politechnika opolska, opole 2006. [9] kocańda s., szala j.: podstawy obliczeń zmęczeniowych, warszawa, pwn, 1997. [10] en 578/578m standard specification for straight-beam ultrasonic examination of rolled steel plates for special applications. [11] astm a-265-12 standard specification for stainless chromium-nickel steel-clad plate. [12] astm a370-09 test method and definition for mechanical testing. ps 8 2016 www.pdf 53przegląd  spawalnictwa       vol. 88 8/2016 wykorzystanie metody tig   do regeneracji i naprawy form wtryskowych the use of the tig welding method for the regeneration and repair of injection molds dr hab. inż. jacek słania, prof. pcz; mgr inż. łukasz chłopczyński – politechnika częstochowska. autor korespondencyjny/corresponding author: jacek.słania@is.gliwice.pl streszczenie omówiono regenerację form wtryskowych przy zastosowaniu procesów spawalniczych. przedstawiono kryteria wyboru procesu. zaprezentowano zastosowanie procesu tig. omówiono stosowane techniki naprawy form wtryskowych. przedstawiono błędy mogące wystąpić podczas ich naprawy i regeneracji przy zastosowaniu procesów spawalniczych. słowa kluczowe: regeneracja, spawanie, napawanie, proces tig abstract regeneration of injection molds by using welding processes is discussed in the above article. criteria for the selection of the process are presented. the use of the tig process is provided. techniques used to repair injection molds are shown. problems which may occur during their reparation and regenesration by using welding processes are discussed. keywords: regeneration, welding, hardfacing, the tig welding process wstęp w obecnych czasach przemysł przetwórstwa tworzyw sztucznych przeżywa trwający od początku xx wieku rozkwit. wraz z rozwojem technologii, wprowadzania do produkcji coraz to nowszych, udoskonalonych metod wtrysku jak i używanych w tych procesach zróżnicowanych materiałów wzrosło również zapotrzebowanie na ilość przedsiębiorstw zajmujących się regenerowaniem i naprawianiem form wtryskowych. ze względów ekonomicznych oczywiście ten odłam przemysłu jest złotym środkiem zarówno dla firm dokonujących regeneracji i naprawy, jak i firm które zlecają ten proces – taniej i oszczędniej jest oczywiście przedłużyć okres żywotności formy poprzez drobne korekty wprowadzane w razie potrzeb, niż konstruować nową formę od podstaw (chociaż nie zawsze jest to reguła) [1÷3]. naprawa i regeneracja   form przez napawanie w przemyśle przetwórstwa tworzyw sztuczny występują dwa główne procesy spawalnicze wykorzystywane do napraw form wtryskowych: tig i spawanie laserem. niewielka część zakładów przemysłowych posiada urządzenia spawalnicze do napraw form wtryskowych. większość zakładów zleca naprawę form wtryskowych w formie podwykonawstwa firmą zajmującym się wyłącznie naprawą lub regeneracją form poprzez spawanie. wynika to z podejścia ekonomicznego i prowadzenia firm w ściśle wyspecjalizowanych branżach. w większości firmy te wyposażone są tylko w urządzenia spawalnicze do spawania metodą tig, ale wraz z rozwojem coraz więcej z nich wyposażonych jest w urządzenia do spawania laserem. te dwa procesy są najjacek słania, łukasz chłopczyński bardziej odpowiednie i najbardziej komplementarne do wykonania napraw form. w wyjątkowych sytuacjach niektóre firmy stosują również napawanie plazmowe. wybór procesu napawania w celu wyboru procesu stosowanego do naprawy lub regeneracji form wtryskowych przeprowadzono porównanie na podstawie 10 kryteriów, uważanych za najważniejsze w odniesieniu do procesu naprawy i wpływu na eksploatację formy (tabl. i). przeglad welding technology review kryteria tig plasma laser i czas przeprowadzenia procesu naprawy lub regeneracji ii przenoszenie sprzętu spawalniczego iii elastyczność w dostępie do złożonego kształtu geometrycznego iv elastyczność procesu w wykonywaniu spawania złożonych kształtów v koszt za godzinę użytkowania sprzętu tablica i. kryteria wyboru procesu spawania do naprawy lub regeneracji form wtryskowych table i. criteria for the selection of the welding process for reparation or regeneration of injection molds 54 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 8/2016 rys. 7. odbudowa elementów fig. 7. rebuilding components vi wygląd spoiny i zgodność z materiałem podstawowym vii metalurgiczna jakość spawania i wpływ na materiał bazowy viii miara niezawodności i wykonalności procesu (zależne od operatora) ix konfiguracja urządzenia. czas potrzebny do rozpoczęcia procesu spawania x konieczność wstępnej i / lub po procesowej obróbki cieplnej bardzo dobrze; dobrze; znośnie; źle; bardzo źle; nie do przyjęcia napawanie metodą tig łuk spawalniczy jarzący się między nietopliwą elektrodą, a materiałem spawanym topi powierzchnię materiału. w spawaniu tig nie jest konieczne stosowanie materiału dodatkowego. elementy spawane można łączyć przez przetopienie rowka spawalniczego. jeżeli jednak stosowany jest materiał dodatkowy, jest on wprowadzany do jeziorka w sposób ręczny. spoiwo zwykle jest dostępne w postaci pręta o długości 1m i odpowiednio dobranej średnicy. proces spawania tig odbywa się w otoczeniu gazu ochronnego chemicznie obojętnego, najczęściej argonu lub mieszanki argonu i helu, wypływającego z dyszy uchwytu elektrodowego. gaz osłonowy chroni jeziorko spawalnicze i elektrodę przed utlenieniem, ale nie ma wpływu na proces metalurgiczny. spawanie metodą tig charakteryzuje stabilność łuku elektrycznego, dzięki czemu jest to proces kontrolowany i dokładny. urządzenie do spawania metodą tig jest przenośne i łatwe w obsłudze. czas wymagany do rozpoczęcia procesu spawania (napawania), zależy tylko od rodzaju naprawy. uchwyty spawalnicze występują w formie różnych ustawień geometrycznych elektrody (rys. 1) co jest bardzo pomocne przy skomplikowanych elementach form wtryskowych lub miejscach trudno dostępnych (rys. 2). ponieważ jest to proces ręczny posiada dużą elastyczność, co umożliwia pracę w miejscach trudno dostępnych. występują jednak uszkodzerys. 1. rodzaje uchwytów tig fig. 1. types of the tig holders nia do których dostęp może być niemożliwe. wtedy elementy formy które muszą być naprawione są wykonywane na nowo zgodnie ze specyfikacją, lub wykonywane jest usunięcie fragmentu formy i odbudowywane w całości przez napawanie w przypadku gdy są to niewielkie elementy (rys. 3). rys. 2. naprawa elementu formy wtryskowej w miejscu z utrudnionym dostępem fig.  2. reparation of an injection mold component in a place of a difficult access rys. 3. naprawa niedostępnego miejsca dla spawania procesem tig fig. 3. reparation of an inaccessible place for the tig welding process wybór techniki naprawy formy wtryskowej proces naprawy form wtryskowych rozpoczyna się od oceny stopnia zużycia formy wtryskowej, ustalenia zakresu regeneracji, wytypowania krawędzi, usterek, ubytków w formie a następnie uruchomienie prac regeneracyjnych. rozróżnić można cztery główne techniki naprawcze: – odbudowa powierzchni przez napawanie (rys. 4) – spawanie pękniętego elementu formy (rys. 5) – odbudowa krawędzi przez napawanie (rys. 6) – odbudowa elementów (rys. 7) rys. 4. napawanie powierzchni fig. 4. hard-facing of the surface rys. 5. spawanie pękniętego elementu formy fig. 5. welding of a cracked element of the mold rys. 6.  odbudowa krawędzi przez napawanie fig. 6. rebuilding edges by hard facing dobór techniki naprawy zależy przeważnie od rodzaju naprawy do wykonania oraz w mniejszym stopniu od innych czynników, takich jak estetyka, koszty i ograniczenia geometryczne .gdy naprawa jest wymagana we wnęce lub trudno dostępnym miejscu w formie wtryskowej możliwe jest podcięcie (wycięcie) elementu i odbudowa. 55przegląd  spawalnictwa       vol. 88 8/2016 jeżeli ilość materiału potrzebna do odbudowy jest duża, preferowana jest również odbudowa elementu. minimalizuje się w ten sposób wielkość naprężeń wprowadzonych podczas spawania (rys. 7). błędy popełniane podczas napraw   i regeneracjach form wtryskowych proces naprawy i regeneracji form wtryskowych należy do bardzo precyzyjnych procesów. elementy regenerowane lub naprawiane należy odwzorowywać w sposób jak najbardziej zbliżony do oryginału lub specyfikacji. wynika to z wpływu olbrzymich sił podczas procesu zamykania formy na wtryskarce. elementy niewłaściwie wykonane mogą przyczynić się do wytworzenia produktu w procesie wtrysku o niesatysfakcjonujących właściwościach lub w najgorszym wypadku zniszczenia formy lub jej elementów, jeżeli jej elementy nie zostaną odpowiednio dopasowane. jednym z takich błędów w wykonaniu jest niewłaściwe zaplanowanie ilości i sekwencji wykonywania napoin. podczas odbudowywania fragmentu formy wymagane jest nałożenie napoiny jako naddatek materiału w celu późniejszej obróbki materiału do wymaganego kształtu (rys. 8). rys. 8. element odbudowywany bez naddatku materiału oraz etapy poprawy odbudowy fig. 8. rebuilt element without a surplus of the material, and stages of an improvement of the reconstruction podczas pracy słabo wykwalifikowanych spawaczy często można dostrzec również niewłaściwy sposób ułożenia napoiny i jej utlenienie (rys. 9). w celu uniknięcia tego typu nieprawidłowości należy zaplanować wcześniej sposób nakładania napoiny eliminujący powstały defekt (rys. 10). rys. 9. utlenienie spoiny przez niewłaściwy sposób jej układania fig. 9. oxidation of the weld by an improper way of its laying kolejną z wad występujących podczas procesu naprawy lub regeneracji form wtryskowych jest porowatość spoiny. porowatość jest spowodowane przez pęcherzyki powietrza lub gazu uwięzionego w spoinie. jedną z przyczyn porowatości jest niewłaściwie przygotowana powierzchnia (rys. 11). w celu uniknięcia tego typu niezgodności należy pamiętać o odpowiednim przygotowaniu powierzchni spawanej (rys. 12). rys. 10. zaplanowany prawidłowy sposób kolejności ułożenia spoin fig. 10. planned proper way of an order of laying welds rys. 11. pory w spoinie spowodowane niewłaściwie przygotowaną powierzchnią fig. 11. pores in the weld caused by an improperly prepared surface rys. 12. prawidłowe przygotowanie powierzchni spawanej – efekt spoina bez niezgodności fig.  12. properly prepared welded surface – an effect a weld without defects podsumowanie naprawa i regeneracja form jest bardzo ważnym elementem jej eksploatacji przez cały cykl jej wykorzystywania. przedsiębiorcy wytwarzający produkt przy użyciu form wtryskowych muszą więc założyć proces regeneracji jako niezbędny w jej eksploatacji. w procesie naprawy i regeneracji należy położyć szczególny nacisk na wiedzę i szkolenia spawaczy. wyeliminuje to potencjalne błędy podczas napraw, które generują dodatkowy koszty przez konieczność poprawy lub zniszczenia formy. zastosowanie procesu napawania w procesie naprawy form, zmniejsza całkowity koszt eksploatacji w trakcie cyklu życia formy. należy jednak pamiętać, że prawidłowe zaplanowanie przeglądów i regeneracji elementów na formach wtryskowych zapobiega zniszczeniom powstałym w trakcie eksploatacji. literatura [1] hollenbeck, j.; micro welding: applications beyond mold repair.; mold making technology; październik 2001. [2] malkasian s. a al..; micro-dimensional welding is putting some moldmakers ahead of their competition; mold making technology; luty 2000. [3] thompson s.; handbook of mold, tool and die repair welding; abington publishing; england; 1999. [4] http://www.eltrex.net.pl/uchwyty-spawalnicze-tig,c24.html [5] bober m., tobota k.: badanie istotności wpływu podstawowych parametrów napawania plazmowego na geometrie napoin. przegląd spawalnictwa, vol. 87, nr 9, 2015, str. 24-28. [6] morel s.: powłoki dla ochrony przed zużyciem elementów maszyn i urządzeń. przegląd spawalnictwa, vol. 87, nr 9, 2015, str. 65-69. 201509_pspaw.pdf 77przegląd spawalnictwa vol. 87  9/2015 powłoki intermetaliczne otrzymywane w procesie przetapiania i stopowania intermetallic coatings produced in melting and alloying process mgr inż. grzegorz gontarz; dr hab. inż. dariusz golański, prof. pw; dr hab. inż. tomasz chmielewski, prof pw – politechnika warszawska. autor korespondencyjny/corresponding author: ggontarz@wip.pw.edu.pl streszczenie praca przedstawia dotychczasowe wyniki badań nad wytwarzaniem warstw intermetalicznych fe-al z fazami tial (fe-ti) za pomocą metod spawalniczych obejmujących przetapianie plazmowe powłok al oraz stopowanie al i ti w procesie przetapiania podłoża metodą tig ac. przedstawiono badania mikrostruktury, analizy fazowej, mikrotwardości oraz naprężeń własnych. słowa kluczowe: powłoki intermetaliczne fe-al, przetapianie tig ac, napawanie abstract the paper presents current research results on producing fe-al intermetallic layers with ti-al (fe-ti) phases by welding methods. the plasma remelting of al coating and alloying of al and ti in the process of surface remelting by ac tig method were used. the microstructure, phase analysis, microhardness and residual stress analysis have been performed. keywords: fe-al intermetallic layers, ac tig remelting, hardfacing wstęp badania nad materiałami intermetalicznymi prowadzone są w wielu ośrodkach naukowych na świecie. obecnie najczęściej stosowanymi materiałami na bazie faz międzymetalicznych są materiały z układów: fe-al, ti-al oraz ni-al. jednym z najbardziej obiecujących materiałów ostatnich lat ze względu na koszt materiałów podstawowych są stopy z grupy fe-al, z kolei ze względu na właściwości mechaniczne – stopy z grupy ti-al. materiały na bazie uporządkowanych faz międzymetalicznych z układów fe-al oraz ti-al charakteryzują się wysoką wytrzymałością i odpornością na utlenianie, a także małą gęstością. mogą pracować w temperaturze powyżej 900 °c utrzymując przy tym stabilność struktury i wiązań chemicznych. między innymi dlatego znajdują obecnie szerokie zastosowanie w przemyśle energetycznym, motoryzacyjnym, lotniczym, a także spożywczym [1-2]. w pracy zaproponowano nowe metody wytwarzania warstw intermetalicznych na podłożu stalowym. procesy technologiczne zostały przeprowadzone za pomocą tradycyjnych metod z zakresu spajania. pierwsza z metod opiera się na dwuetapowym procesie – łukowym natryskiwaniu czystego aluminium na podłoże stalowe, a następnie przetopieniu uzyskanej powłoki wraz z częścią materiału z podłoża. obecnie, wytwarzane warstwy intermetaliczne poprzez natrysk cieplny gotowymi (komercyjnymi) proszkami na bazie faz międzymetalicznych są bardzo kosztowne. dodatkowo warstwy takie wykazują skłonność do rozwarstwiania się, charakteryzują się wysoką porowatością grzegorz gontarz, dariusz golański, tomasz chmielewski oraz ograniczoną przyczepnością do podłoża. natomiast proces przetapiania pozwala na uzyskanie drobnoziarnistej struktury materiału podstawowego. dzięki takiej obróbce zlikwidowane zostają defekty struktury po obróbce plastycznej, a materiał podstawowy uzyskuje wysoką jednorodność i odporność na zmęczenie [3]. połączenie tych dwóch procesów (natryskiwania oraz przetapiania) pozawala na uzyskanie warstwy na bazie faz międzymetalicznych oraz właściwości charakteryzujących warstwy przetapiane [4]. kolejną zastosowaną metodą wytwarzania warstw intermetalicznych jest proces napawania. w kąpieli metalicznej bierze udział żelazo (ze stalowego podłoża) oraz materiały dodatkowe – aluminium oraz tytan. obecnie, wytwarzanie warstw intermetalicznych wolnych od wad spawalniczych za pomocą napawania aluminium na stal jest praktycznie niemożliwe ze względu na to, że tworząca się warstwa pęka i złuszcza się. dodatek tytanu w procesie napawania, ma na celu zmianę struktury wytwarzanej warstwy, która pozwoli uzyskać ciągłą warstwę intermetaliczną o wysokiej adhezji do podłoża. ponadto, tytan podawany w procesie napawania do jeziorka spawalniczego, w którym zachodzi synteza aluminium z żelazem z podłoża, może dyfundować również do aluminium tworząc fazę międzymetaliczną z grupy ti-al. powstała faza ti-al rozproszona w warstwie fe-al może korzystnie wpływać na jej właściwości. wprowadzenie nowej fazy może mieć także korzystny wpływ na powstające w układzie warstwa-podłoże naprężenia własne [5-6]. 78 przegląd spawalnictwa vol. 87 9/2015 w badaniach nad wytwarzaniem warstw międzymetalicznych na podłożu stalowym zastosowano cztery metody oraz dwie techniki spawalnicze z wykorzystaniem urządzenia tig ac oraz urządzenia plazmowego. wytwarzanie warstw fe-al „z warstwą pośrednią” warstwę wytworzono w dwuetapowym procesie natryskiwania i przetapiania –metodami: tig ac oraz łukiem plazmowym. w pierwszym etapie, na podłoże stali niestopowej (wag. 98,5% fe) w kształcie płytki o wymiarach 30 x 20 mm i grubości 2 mm, natryskana została metodą łukową powłoka aluminium o grubości około 0,2 mm. w drugim etapie natryskana powłoka z aluminium została przetopiona wraz z częścią stalowego podłoża (na całkowitej głębokości do ok. 0,5 mm) metodą tig ac oraz łukiem mikroplazmowym. dla metody tig ac przetapianie prowadzono przy zastosowaniu prądu przemiennego o parametrach: natężenie prądu 65 a, osłona gazowa – argon (11 l/min), odległość dyszy od przetapianej warstwy – 4 mm, prędkość przesuwu palnika – 120 mm/min. z kolei dla łuku plazmowego parametry przetapiania kształtowały się następująco: łuk pulsacyjny, maksymalne natężenie prądu 25 a, napięcie łuku 11,7 v, osłona gazowa – argon podawany z natężeniem przepływu 12 l/min, gaz plazmowy – argon (natężeniem przepływu 0,6 l/min), odległość dyszy od przetapianej warstwy – 3 mm, prędkość przesuwu palnika – 15 mm/min. podczas przetapiania temperatura podłoża nie przekraczała 250 °c. rys. 1. zestawienie zewnętrznych powierzchni po przetapianiu (a) tig ac, (b) łukiem mikroplazmowym oraz napawaniu (c) tig ac, (d) łukiem plazmowym fig. 1. picture of sample surface after: (a) remelting by ac tig, (b) remelting by microplasma arc, (d) hardfacing by ac tig, (d) hardfacing by plasma arc wytwarzanie warstw fe-al z fazami ti-al warstwę wytworzono również z zastosowaniem dwóch metod: w jednoetapowym procesie napawania tig ac oraz w dwuetapowym procesie: natryskiwania łukowego i napawania plazmowego. warstwy wytworzono na stalowym podłożu (wag. 98,5% fe) w kształcie płytki o wymiarach 30x20 mm i grubości 2 mm. w pierwszym przypadku napawano metodą tig z użyciem prądu przemiennego aluminium oraz tytan w proporcjach 3:1. do ciekłego jeziorka spawalniczego wprowadzano na przemian drut aluminiowy (99,7% al) o średnicy 2,4 mm oraz drut tytanowy (99,9% ti) o średnicy 0,8 mm. doświadczenie wykonano przy parametrach: natężenie prądu 80 a, osłona gazowa – argon (11 l/min), odległość dyszy od przetapianej warstwy – 3 mm, prędkość przesuwu palnika – 150 mm/min. w drugiej metodzie, na uprzednio natryskaną powłokę aluminiową napawano mikroplazmowo tytan (drut tytanowy 99,9% ti o średnicy 0,8 mm), tak aby przetopić zarówno powłokę jak i część stalowego podłoża. zastosowano następujące parametry: natężenie prądu 30 a, napięcie łuku 12,2 v, osłona gazowa – argon podawany z natężeniem przepływu 12 l/min, gaz plazmowy – argon (natężeniem przepływu 0,6 l/min), odległość dyszy od przetapianej warstwy – 3 mm, prędkość przesuwu palnika – 30 mm/min. proces ten przedstawiono schematycznie na rysunku 2b. na rysunku 1 przedstawiono zestawienie makrostruktury powierzchni po przetapianiu oraz napawaniu wszystkimi metodami. szerokość ściegu wynosiła od 3 mm dla przetapiania mikroplazmowego do ok. 5 mm dla tig ac. aby uzyskać większą powierzchnię tak wytworzonego stopu należy wykonać kilka ściegów zachodzących wzajemnie na siebie na szerokość ok. 20% szerokości ściegu. badania mikrostruktury w celu scharakteryzowania mikrostruktury wykonano podstawowe badania metalograficzne. zestawienie obrazów mikrostruktury na granicy podłoże-warstwa pokazano na rysunku 2. warstwa wytworzona poprzez przetapianie powłoki al na stali (rys. 2a) jest wolna od pęknięć i porowatości charakteryzujących warstwy natryskiwane. zapewnia to wysoki poziom szczelności i brak karbów o charakterze geometrycznym, koncentrujących naprężenia. ewentualna porowatość może występować jedynie w wierzchniej części warstwy. największą zaletą przeprowadzonego procesu w stosunku do powłok intermetalicznych natryskiwanych bezpośrednio jest metalurgiczne związanie warstwy z podłożem. otrzymana warstwa jest jednorodna i ciągła. po przetapianiu mikroplazmowym (rys. 2b) w obszarze nowopowstałego stopu obserwujemy charakterystyczną dla faz międzymetalicznych komórkową budowę mikrostrukturalną o średnim rozmiarze ziaren na poziomie 20 μm oraz dyspersyjne wydzielenia innych związków o wymiarach nieprzekraczających 2 μm. analizowana warstwa jest wolna od pęknięć i porowatości charakteryzujących warstwy natryskiwane. warstwa wytworzona poprzez napawanie aluminium oraz tytanu na podłożu stalowym (rys. 2c) również nie posiada pęknięć oraz porowatości. w obszarze nowopowstałego stopu można zauważyć wydzielenia innych faz (prawdopodobnie z układu ti-al). obecność równomiernie rozproszonych w objętości obszaru napoiny cząstek innych faz może mieć pozytywny wpływ m.in. na właściwości mechaniczne wytworzonej warstwy. w strefie wpływu ciepła obserwuje się znaczny rozrost ziaren. a) b) c) d) 79przegląd spawalnictwa vol. 87  9/2015 ostatnia prezentowana warstwa, powstała w wyniku oddziaływania łuku plazmowego na powłokę al charakteryzuje się dobrze widoczną komórkową budową o średnim rozmiarze ziaren na poziomie 30 μm. zauważalne są również wydzielenia innych faz równomiernie rozmieszczone w strukturze wytworzonego materiału. podczas procesu napawania została przetopiona aluminiowa powłoka wraz z częścią stalowego podłoża. a) b) rys. 2. mikrostruktura warstwy (a) po przetopieniu al metodą tig ac, (b) po przetopieniu al łukiem mikroplazmowym (c) po napawaniu al z dodatkiem ti metodą tig ac, (d) po napawaniu ti na fe z międzywarstwą al łukiem plazmowym fig. 2. microstructure of the layer (a) after al remelting by ac tig, (b) after al remelting by microplasma arc, (c) after harfacing by ac tig of al with ti addition, (d) after plasma arc harfacing of ti on fe with al interlayer w celu scharakteryzowania struktury przeprowadzono rentgenowską analizę fazową wytworzonych warstw. na rysunku 3a pokazano dyfraktogram powstałej warstwy po procesie przetapiania aluminium na podłożu stalowym metodą tig ac. wyniki rentgenowskiej analizy fazowej potwierdzają obecność fazy feal wtórnego roztworu stałego, a jednocześnie potwierdzają udział innej fazy fe2al5 jako głównego składnika strukturalnego. wyniki rentgenowskiej analizy fazowej warstwy wytworzonej poprzez przetapianie mikroplazmowe powłoki al (rys. 3b) potwierdzają obecność fazy feal jako głównego składnika strukturalnego, dodatkowo wykazują nieznaczny udział innych faz ubocznych, takich jak fe2o3 oraz fe2al5. faza fe2o3 powstała podczas przetapiania warstwy natryskanej z podłożem na skutek reakcji żelaza z tlenem atmosferycznym. we wcześniejszym etapie tj. po natryskaniu nie zarejestrowano jej obecności w warstwie. c) d) a) b) c) d) rys. 3. dyfraktogram przetopionej powłoki al metodą tig ac fig. 3. diffraction patterns of remelted al coating by ac tig badania dyfrakcji rentgenowskiej próbki z warstwą al + ti napawaną na podłoże stalowe (rys. 3c) wykazały, że pomimo głębokiego wtopienia w podłoże i wymieszania składników, uzyskano fazę fe2ti jako główny składnik strukturalny. dodatkowo uzyskano także wydzielenia fazy feal oraz fazy tial. dyfraktogram warstwy powstałej w wyniku napawania ti na podłoże stalowe z międzywarstwą al (rys. 3d) wykazuje jedynie obecność fazy tial3 oraz obecność żelaza niepowiązanego z pozostałymi składnikami warstwy. 80 przegląd spawalnictwa vol. 87 9/2015 badania mikrotwardości przeprowadzono badania mikrotwardości w stalowym podłożu oraz wytworzonej warstwie dla wszystkich zastosowanych metod (rys. 4). twardość badano na całym przekroju próbki w celu ujawnienia ewentualnego oddziaływania cyklu cieplnego również na podłoże. w podłożu odnotowano wzrost twardości do poziomu około 350 μhv0,1 jedynie w obszarze strefy wpływu ciepła (swc), która swoim zasięgiem obejmowała pasmo o szerokości około 0,25 mm dla metody przetapiania powłoki aluminiowej metodą tig ac oraz 0,4 0,6 mm dla metody napawania aluminium oraz tytanu. dla przetapiania mikroplazmowego odnotowano nieznaczny wzrost twardości w swc, natomiast dla napawania plazmowego odnotowano wzrost twardości również w stalowym podłożu. w warstwie właściwej zarejestrowano twardość w zakresie wartości 890-1020 μhv0,1 dla przetapiania prądem przemiennym metodą tig oraz 450-570 μhv0,1 dla napawania al i ti na stali, 520-810 μhv0,1 dla przetapiania mikroplazmowego oraz 650-1100 μhv0,1 dla warstwy wytworzonej poprzez napawanie plazmowe. dla wszystkich zastosowanych metod, zmierzone wyniki mikrotwardości warstwy mieszczą się we właściwym zakresie dla faz międzymetalicznych z układów fe-al oraz ti-al, a ich wartości są prawdopodobnie zależne od ilości wydzielonych innych faz. otrzymane wyniki odzwierciedlają jednorodność chemiczną i strukturalną wytworzonych warstw. m ik ro tw ar do ść , μ h v głębokość, mm rys. 4. rozkład twardości na przekroju próbki: w stalowym podłożu i wytworzonej warstwie fig. 4. microhardness distribution across the sample depth: in steel substrate and in produced layer badania mikrotwardości przeprowadzono również na „powierzchni użytkowej” wytworzonej warstwy. płaszczyznę tą otrzymano poprzez zeszlifowanie na głębokość 10% wytworzonej warstwy. jednolita powierzchnia została zbadana w przestrzeni 0,4x0,45 mm. powierzchnia po przetapianiu warstwy aluminiowej metodą tig ac charakteryzuje się równomierną twardością w całym obszarze pomiarowym i mieści się w zakresie 900-1000 μhv0,1. rozkład twardości dla powierzchni po przetapianiu łukiem mikroplazmowym obejmuje wąski przedział wartości w zakresie 570 -610 μhv0,1. powierzchnia po napawaniu aluminium oraz tytanu wykazuje duże skoki twardości (500-1000 μhv0,1). ostatnia warstwa, wytworzona poprzez napawanie tytanu na stal z międzywarstwą aluminiową, charakteryzuje się stabilną twardością na poziomie 770-880 μhv0,1. badania naprężeń własnych przeprowadzono badania naprężeń własnych w wytworzonych warstwach oraz w podłożu z wykorzystaniem pomiarów krzywizny wygięcia próbek. na specjalnie zbudowanym stanowisku pomiarowym zmierzono wartości ugięcia próbek po wytworzeniu warstwy i na podstawie zmodyfikowanych równań stoney’a wyznaczono naprężenia układzie warstwa-podłoże. naprężenie średnie w powłoce/warstwie można wyznaczyć według podstawowego równania stoney’a, które zakłada, że grubość warstwy jest dużo mniejsza od grubości podłoża. jeśli warunek ten nie jest spełniony tzn. grubość warstwy nie jest dużo mniejsza od grubości podłoża to można w tym celu odpowiednio zmodyfikować równanie stoney’a uzyskując wartości naprężeń w warstwie i podłożu. zależności te opisał w sposób analityczny clyne [7] otrzymując rozwiązanie umożliwiające wyznaczenie naprężeń na kierunku x w warstwie i podłożu. uwzględniając te zależności dla wytworzonych warstw na żelazie (fe) otrzymujemy następujący wykres zmiany naprężenia σx (rys. 5) na przekroju warstwapodłoże. n ap rę że ni e σx , m p a odległość od granicy połączenia, mm rys. 5. rozkład twardości na przekroju próbki: w stalowym podłożu i wytworzonej warstwie fig. 5. microhardness distribution across the sample depth: in steel substrate and in produced layer w warstwie występują rozciągające naprężenia własne o wartościach do ok. 250 mpa dla warstw powstałych przez przetapianie aluminium metodą tig ac oraz do 300-320 mpa dla warstw otrzymanych przez napawanie odpowiednio z udziałem ti oraz ti+al. największe naprężenia występują w warstwie wytworzonej poprzez napawanie plazmowe tytanu na podłoże stalowe z międzywarstwą al. charakterystyczne w takich układach jest występowanie gwałtownego skoku naprężenia na granicy warstwy i podłoża. naprężenia własne w stalowym podłożu mają charakter ściskający i kształtują się na poziomie od -100 mpa do ok. -160 mpa. wnioski wykorzystanie tanich i ogólnodostępnych materiałów wyjściowych (niezawierających drogich pierwiastków stopowych np. takich jak nikiel czy chrom), kilkakrotnie zmniejszy koszt wytwarzania tego typu warstw intermetalicznych. może to stanowić alternatywę dla obecnie stosowanych metod modyfikacji powierzchni stalowych, opartych na pokrywaniu ich drogimi komercyjnymi fazami międzymetalicznymi (najczęściej w formie proszku). zastosowanie proponowanej nowej metody wytwarzania warstw ze stopu bazującego na uporządkowanych fazach 81przegląd spawalnictwa vol. 87  9/2015 międzymetalicznych z układu fe-al oraz ti-al do regeneracji zużytych części maszyn oraz na powierzchnie narzędzi, może wpłynąć na aspekt ekonomiczny i przyczynić się do zastąpienia tą metodą innych, mniej efektywnych metod produkcji. dodatkowo, opracowanie nowej metody wytwarzania warstwy intermetalicznej typu fe-al z dodatkiem tytanu jako warstwy przejściowej, może przyczynić się do rozwiązania problemu łączenia konstrukcji stalowych z elementami aluminiowymi. wykorzystanie w procesie przetapiania skoncentrowanej energii cieplnej prowadzi do powstania uporządkowanej, komórkowej budowy struktury, charakterystycznej dla materiałów intermetalicznych. wytworzone warstwy wykazują niewielki rozrzut twardości na całej powierzchni materiału. wytworzone warstwy bazujące na związku typu fe-al, fe-ti oraz ti-al mogą w przyszłości znaleźć zastosowanie jako warstwy pośrednie do połączeń konstrukcji stalowych z elementami aluminiowymi. w przemyśle nie stosuje się jeszcze metod spawalniczych do wytwarzania połączeń stal-aluminium. przeprowadzone badania właściwości otrzymanych warstw wskazują ich ciągłą oraz jednorodną budową. zmierzona podwyższona mikrotwardość warstw pokazuje i potwierdza występowanie faz międzymetalicznych w warstwach, które zidentyfikowane zostały poprzez rentgenowską analizę fazową. badania naprężeń własnych pokazały, że naprężenia rozciągające w badanych warstwach osiągają maksymalne wartości od 230 do 320 mpa w zależności od zastosowane metody ich wytwarzania. wielkość powstających naprężeń zależy także od grubości warstwy (rośnie ze wzrostem grubości) i jest tym wyższa im większe jest oddziaływanie wysokiej temperatury na podłoże. podziękowania: praca finansowana ze środków na prace dziekańską nr 504m/1104/0591/000 w roku 2014 na wydziale inżynierii produkcji. literatura [1] j.c. wiliama: intermetallics for structural applications: potential, reality and road ahead, structural intermetallics, ed. m.v. nathal et. al., tms 1997, pp. 3-8. [2] j. bystrzycki, r.a. varin, z. bojar: postępy w badaniach stopów na bazie uporządkowanych faz międzymetalicznych z udziałem aluminium, inżynieria materiałowa 1996, 5, s. 137-149. [3] g. gontarz: przetapianie warstw powierzchniowych nanoszonych metodami spawalniczymi, zeszyt naukowy mechanika, nr 230: spajanie we współczesnej technice, oficyna wydawnicza pw, warszawa 2010 s. 115-129. [4] g. gontarz, t. chmielewski, d. golański: modyfikacja natryskiwanych powłok aluminiowych na stali skoncentrowanym źródłem ciepła, przegląd spawalnictwa, nr 12/2011, s. 52-54. [5] g. gontarz, d. golański, t. chmielewski: properties od fe-al type intermetallic layers produced by ac tig method, advances in materials science, vol.13, no.3 (37) 2013, pp. 5-16. [6] d.golański, t.chmielewski, g.gontarz, j. zimmerman, w. włosiński.: badania naprężeń własnych w powłokach natryskiwanych metodą hvof, przegląd spawalnictwa, 10 (2013), s. 30-36. [7] t.w. clyne, s.c.gill: residual stresses in surface coatings and their effects on interfacial debonding: a review of recent work, j. thermal spray technology, (1996), vol. 5(4), pp. 401-418. 201509_pspaw.pdf 11przegląd spawalnictwa vol. 87  9/2015 celowość i możliwości obniżenia kosztów nakładania antykorozyjnych powłok metalowo-malarskich natryskiwanych cieplnie possibilities and purposefulness of cost reduction in application of thermal sprayed anticorrosive metal-paint coatings dr inż. witold milewski, prof. imp – instytut mechaniki precyzyjnej, warszawa. autor korespondencyjny/corresponding author: korozja@imp.edu.pl streszczenie na podstawie analizy doświadczeń krajowych i zagranicznych opisano wpływ zastosowanej metody ochrony konstrukcji przed korozją na tzw. cykl życia obiektu, czyli koszty wykonania powłoki ochronnej i jej konserwacji przez cały przewidziany okres użytkowania obiektu i wynikającą z niej celowość stosowania powłok metalowo-malarskich natryskiwanych cieplnie. omówiono ustanowione w tym zakresie normy i obowiązujące lub zalecane przepisy krajowe oraz stosowane na ich podstawie technologie. udowodniono konieczność wprowadzenia w tym zakresie zmian. opisano wpływ rodzaju zastosowanych urządzeń i kwalifikacji personelu na koszty procesu. słowa kluczowe: natryskiwanie cieplne, powłoki antykorozyjne, powłoki metalowo-malarskie abstract influence of anticorrosion protection applied on structures on so called life-cycle of an object was analysed on the base of national and international practice including costs of application of thermal sprayed metalpaint coatings and maintenance during whole foreseeable exploitation of an object and resulting purposefulness of thermal sprayed metal-paint coatings. effective standards and recommended regulations in this area as well as elaborated on their base technologies were discussed. necessity of changes in this area was proven. impact of types of used machinery and staff qualifications on the process costs was described. keywords: thermal spraying, anticorrosive coatings, metal-paints coatings wstęp podstawowym wymaganiem stawianym dobrej ochronie przed korozją jest spełnienie przez nią określonych zadań przy możliwie najniższych kosztach. do zadań tych zalicza się: – wystarczającą trwałość wybranego systemu ochronnego w warunkach eksploatacji, – wybrany system ochronny musi być dopasowany do żądanego czasu użytkowania przy możliwie małych kosztach konserwacji lub renowacji, – system ten musi być wykonany zgodnie z wymaganiami jakościowymi. wykonanie optymalnego systemu ochrony przed korozją wymaga odpowiedniego czasu i wcale niemałych nakładów. inwestorzy i projektanci nie doceniają jednak często zarówno czasu jak i koniecznych kosztów. czas i miejsce wykonania ochrony musi być dokładnie zaplanowany i utrzymany. spotykane często praktyki skracania czasu potrzebnego do prawidłowego wykonania systemu ochronnego, prowadzą jedynie do obniżenia witold milewski jakości wykonywanego zabezpieczenia, a więc w efekcie do wzrostu kosztów eksploatacji obiektów. z punktu widzenia przyszłego użytkownika niedopuszczalne jest więc poszukiwanie możliwości ograniczania nakładów na budowę określonej konstrukcji w zmniejszaniu kosztów jej ochrony przed korozją. systemy ochronne w zasadzie omawiany system ochronny polega na nałożeniu na chronione powierzchnie odpowiednio dobranej powłoki: – malarskiej, – metalowej, – metalowo-malarskiej. dobór rodzaju powłoki uzależniony jest od agresywności korozyjnej środowiska eksploatacji. przyjęto w pn-en iso 12944, że agresywność ta określona jest roczną wielkością ubytku cynku lub stali (tabl. i). 12 przegląd spawalnictwa vol. 87 9/2015 zgodnie z tą normą rozróżnia się trzy okresy trwałości systemu ochronnego: krótki – 2 do 5 lat średni – 5 do 15 lat długi – powyżej 15 lat zgodnie z cytowaną normą okres trwałości oznacza czas eksploatacji do momentu wystąpienia na pokryciu punktów korozyjnych, obejmujących sumarycznie 1% powierzchni (ri 3 wg pn-en iso 4628-3). okres trwałości zależy od szeregu czynników, z których najistotniejsze to: rodzaj i grubość powłok ochronnych, korozyjność środowiska, kształt konstrukcji z punktu widzenia narażeń korozyjnych, stan wyjściowy podłoża, jakość przygotowania powierzchni, prawidłowa aplikacja farb. nakłady rosną wraz z wydłużaniem okresu trwałości; należy znaleźć optymalną relację pomiędzy poniesionymi kosztami na zabezpieczenie przed korozją, kosztami budowy obiektu i zakładanym okresem jego eksploatacji. wieloletnie doświadczenie i wyniki prac badawczych jednoznacznie potwierdzają, że najbardziej trwałą ochronę przed korozją zapewniają powłoki metalowo-malarskie. w budownictwie mostowym i drogowym przewidywanym do wieloletniej eksploatacji, jedną z najbardziej istotnych spraw jest zapewnienie długoletniej ochrony konstrukcji dlatego w ostatnim 15-leciu obserwuje się intensywny rozwój badań mających na celu wykorzystanie niewątpliwej zalety powłoki metalowej np. cynkowej w postaci jej wysokiej odporności korozyjnej i jej ochraniających właściwości elektrochemicznych z coraz lepszymi właściwościami ochronnymi powłok malarskich, co razem pozwala na opracowanie systemu ochronnego bardziej ekonomicznego, wykorzystującego synergizm działania obu zastosowanych powłok. ochronne i elektrochemiczne działanie cynku w systemach ochrony przed korozją wykorzystywane jest nie tylko w wytwarzaniu powłok cynkowych lecz również przez dodanie pyłu cynkowego do materiału malarskiego. tego rodzaju farby stosowane są jako materiały podkładowe, na które tablica i. klasyfikacja środowiska korozyjnego wg iso 12944-2. środowiska atmosferyczne table i. classification of corrosive environment in compliance with iso 12944-2. atmospheric ambience kategoria korozyjności ubytek masy na jednostkę powierzchni i grubości po pierwszym roku ekspozycji przykłady typowych środowisk w klimacie umiarkowanym (dane informacyjne) stal węglowa cynk powierzchnie g/m2 µm g/m2 µm zewnętrzne wewnętrzne c1 bardzo słaba ≤10 ≤1,3 ≤0,7 ≤0,1 – wnętrza ogrzewanych budynków z czystą atmosferą np. sklepy, szkoły, hotele. c2 słaba >10-200 >1,325 >0,7-5 >0,1-0,7 atmosfera z małą zawartością zanieczyszczeń; głównie tereny wiejskie. budynki nieogrzewane z możliwością kondensacji wilgoci np. magazyny, hale sportowe. c3 średnia >200-400 >25-50 >5-15 >0,7-2,1 atmosfera miejska i przemysłowa, średnio zanieczyszczona so2. rejony przybrzeżne o małym zasoleniu. pomieszczenia produkcyjne o wysokiej wilgotności i nieco zanieczyszczonym powietrzu np. produkcja środków spożywczych, browary, pralnie, mleczarnie. c4 wysoka >400-650 >50-80 >15-30 >2,1-4,2 rejony przemysłowe i nadmorskie o średnim zasoleniu. zakłady chemiczne, baseny, statki morskie i żeglugi przybrzeżnej. c5-i b. silna (przemysł) >650-1500 >80-200 >30-60 >4,2-8,4 rejony przemysłowe o wysokiej wilgotności powietrza i agresywnej atmosferze. budynki o permanentnej kondensacji wilgoci i wysokim zanieczyszczeniu powietrza.c-5m b. silna (morska) >650-1500 >80-200 >30-60 >4,2-8,4 zewnętrzne powierzchnie statków i platform wiertniczych. nakłada się następnie wybrane warstwy malarskie o żądanych właściwościach. zgodnie z pn-en iso 12944-5 farby te stosowane są jako materiały podkładowe przy narażeniu konstrukcji na agresywność środowiska c3 lub c4. jak jednak wynika z ostatnich badań laboratoryjnych firmy hempel [10] tylko ok. 30% cynku dodawanego do farb epoksydowych pełni rolę ochrony elektrochemicznej. dlatego firma ta opracowała nowy rodzaj materiału gruntującego nazwanego hempadur avantguard zapewniającego lepszą ochronę elektrochemiczną o zmniejszonej skłonności do pękania. wydaje się jednak bezspornym fakt, że tylko bezpośredni kontakt cynku z chronioną powierzchnią stalową zapewni optymalne wykorzystanie jego właściwości ochronnych. przy obecnym stanie techniki nakładania powłok metalowych na konstrukcje stalowe, z różnych metod nakładania takich powłok, możemy praktycznie wykorzystać tylko dwie: – metodę zanurzeniową (ogniową), przy czym przy pokrywaniu indywidualnym możemy dzisiaj nakładać praktycznie tylko cynk, lub cynk z niewielkim dodatkiem innych pierwiastków takich jak al, ni, bi, sn i innych; – metodę natryskiwania cieplnego umożliwiającą nakładanie powłok na dowolnie duże elementy z całego szeregu materiałów, przy czym do ochrony przed korozją wykorzystuje się przeważnie zn, al i ich stopy. biorąc pod uwagę roczny ubytek cynku przy agresywności środowiska c4 wielkości ok. 4 µm/rok, to ogniowa powłoka cynkowa o grubości ok. 100 µm będzie chroniła konstrukcję przez ok. 25 lat bez żadnych zabiegów renowacyjnych. te założenia teoretyczne potwierdzają się w praktyce [2]. ze względu na wielkość i masę konstrukcji mostowych początek wykorzystania ogniowych powłok cynkowych ma miejsce dopiero w latach 70-tych ubiegłego stulecia. i tak w 1974 r. w wlk. brytanii zastosowano cynkowanie ogniowe do ochrony przed korozją mostu w cleveland. kontrola przeprowadzona w latach 1979, 1989 i 1997 potwierdziły, że podczas 25 latach eksploatacji ubyło praktycznie 35 µm powłoki. i z powłoki o wyjściowej grubości 150 µm 13przegląd spawalnictwa vol. 87  9/2015 w najcieńszym miejscu pozostało 115 µm. oznacza to, że przez co najmniej następne 25 lat powłoka nie będzie wymagała konserwacji. w japonii pierwsze podpory mostowe o długości 13 m ocynkowano ogniowo w 1963 r. od roku 1970 nastąpiło intensywne wykorzystanie tej metody w budownictwie mostowym. stwierdzono przy tym, że roczne ubytki powłoki zn nie przekroczyły 1,87µm na rok, co oznacza trwałość powłoki o grubości 85µm równo 41 lat [3]. w kanadzie podczas remontu i poszerzania mostu w toronto w 1969 r. zastosowano trzy technologie: – trzywarstwową powłokę malarską z gruntem wysokocynkowym, – cynkowanie ogniowe nowych części a części oryginalne pokrywano powloką malarską, – cynkowanie ogniowe nowych części i natryskiwanie cieplne części oryginalnych – starych. po 20 latach eksploatacji w 1989r. najbardziej trwałe okazało się rozwiązanie trzecie, które nie wymagało żadnych uzupełnień. powłoka malarska musiała być uzupełniona w 1981r. podobne wyniki odnotowuje się również w niemczech i usa. cynkowanie ogniowe jest nie tylko najbardziej trwałym sposobem zabezpieczenia przed korozją ale również najtańszym (tabl. ii). drugą metodą umożliwiającą nałożenie powłoki metalowej jest natryskiwanie cieplne umożliwiające nałożenie powłoki na konstrukcje dowolnych wymiarów. wykorzystanie natryskiwania cieplnego do ochrony konstrukcji mostowych i zapór wodnych rozpoczęto we francji w latach 1920-28 i od tamtej pory następuje stały wzrost wykorzystania tej metody na świecie. w polsce pierwszy most na rzece huczwie pometalizowano w 1957r. od tamtej pory metodę tę zaczęto coraz szerzej stosować nie tylko w budownictwie mostowym lecz także w budownictwie wodnym, budowie statków, w przemyśle cukrowniczym i chemicznym (tabl. ii). głównie stosuje się ją na te konstrukcje, które będą eksploatowane przez wiele lat, które narażone są na środowisko o dużej agresywności (c4-c5) i które ze względu na wymiary nie można pokryć ogniowo. na specjalną uwagę i podkreślenie zasługuje fakt, że z otrzymanych z terenu wiadomości żadna z pometalizowanych w polsce konstrukcji mostowych, pomimo upływu w wielu przypadkach 20 lat, a jak w przypadku mostu na huczwie i w broku, przeszło 70 lat, nie wymagały dotychczas żadnych prac renowacyjnych. koszty ich eksploatacji przez te wszystkie lata były równe, bądź bliskie zeru. eksploatowane są nadal bez konieczności jakichkolwiek uzupełnień. podobnie wysokie trwałości powłok metalizacyjno-malarskich stwierdzono na mostach natryskiwanych cynkiem w wielu krajach (tabl. ii). konstrukcja system ochronny rok metalizacji rok ostatniego przeglądu kaw river (usa) 250 mm zn 1936 1975 ridge avenue (usa) 250 mm zn 1938 1984 menai straits (wlk.b) 150 mm zn + 3 warstwy powłoki malarskiej 1938 1968 southwest trafficway (usa) 250 mm zn 1950 1975 vilsund (dania) 100-150 mm zn + 3 warstwy powłoki malarskiej 1951 1974 most kolejowy, rzeka huczwa 300 mm zn 1957 djupfjord (norwegia) 150 mm zn + 1 warstwa powłoki malarskiej 1958 1970 conway arch (wlk.b) 100 mm zn + 1 warstwa powłoki malarskiej 1959 1970 pomnik grunwaldzki (pola grunwaldu) 300 mm zn 1960 forth road (wlk.b) 0,75 mm zn + 3 warstwy powłoki malarskiej 1961 1975 maszt radiowy (konstantynów) 200 mm zn 1974 pierre-laporte (kanada) 125 mm zn + 2 warstwy powłoki malarskiej 1977 1985 zapora wodna, tunele, śluzy (czorsztyn) 300 mm zn 1985-86 most drogowy (brok) 200 mm zn +mal. 1992 most mieszczański (wrocław) 200 mm zn +mal. 1992-94 most świętokrzyski (warszawa) 200 mm zn +mal. 1999 most jana pawła ii (gdańsk) 200 mm zn +mal. 2000 most siekierkowski (warszawa) 200 mm zn +mal. 2000 węzeł drogowy i st. starzyńskiego (warszawa) 150 mm zn +mal. 2007 tablica ii. przykłady trwałości powłok metalizacyjnych wykonanych w różnych krajach [6] table ii. examples of durability of thermal sprayed coatings in different countries [6] 14 przegląd spawalnictwa vol. 87 9/2015 koszty te zależą oczywiście od przyjętego systemu ochronnego tj. m.in. od grubości nakładanej powłoki metalowej oraz ewentualnych kosztów nakładania dodatkowej powłoki malarskiej. jednakże jak wynika z dostępnych danych literaturowych, w przypadku uwzględnienia faktycznych kosztów eksploatacji konstrukcji koszty tzw. życia konstrukcji są zawsze najniższe przy powłokach metalowomalarskich (tabl. iii i iv). również symulacyjne obliczenia kosztów eksploatacji różnego rodzaju systemów ochronnych przeprowadzone w kraju dla hipotetycznego mostu o powierzchni 3000 m2 wykazały jednoznacznie ekonomiczne walory natryskiwanych cieplnie i malowanych powłok ochronnych (rys.1). dla wymaganej trwałości i określonych zagrożeń korozyjnych dobiera się zwykle system ochronny wg pn-en iso 12944-5 [11]. dla długich okresów trwałości w normie tej zalecane są zestawy metalowo-malarskie, przy czym norma nie zawiera żadnych wytycznych dotyczących grubości powłoki metalowej. zgodnie z tą normą okres trwałości oznacza czas eksploatacji do momentu wystąpienia na pokryciu produktów korozyjnych obejmujących sumarycznie 1% powierzchni (ri 3 wg pn-en iso 4628-3). w normie pn-en iso 2063 [12] podano minimalną grubość metalowych powłok antykorozyjnych natryskiwanych tablica iii. porównanie kosztów cynkowania ogniowego z kosztami malowania [4] table iii. comparison of the hot-dip galvanizing and painting costs [4] metoda koszt nałożenia powłoki 1), zł/m2 koszty eksploatacji na rok 1), zł/m2 cynkowanie ogniowe 30 0,99 powłoka malarska, podkład wysokocynkowy + poliuretan 50 4,95 tablica iv. porównanie kosztów wykonania i eksploatacji różnych powłok ochronnych [8] table iv. comparison of costs of implementation and operation of various protective coatings [8] powłoka koszt nałożenia powłoki 1), zł/m2 koszty eksploatacji na rok 1), zł/m2 metalizacyjno-malarska 129,3 4,71 malarska trzywarstwowa 84 9,42 malarska dwuwarstwowa 75 11,0 tablica v. zalecane minimalne grubości dla różnych warunków stosowania (pn-en iso 2063)[12] table v. minimum thicknesses recommended for different purposes (pn-en iso 2063)[12] środowisko klasyfikacja środowisk wg en iso 12944-2 metal cynk aluminium almg5 znal15 niemalowany malowany niemalowany malowany niemalowany malowany niemalowany malowany słona woda im2 n.r.a 100 200 150 250b 200b n.r.a 100 słodka woda im3 200 100 200 150 150 100 150 100 środowisko wielkomiejskie c2 i c3 100 50 150 100 150 100 100 50 środowisko przemysłowe c4 i c5-i n.r.a 100 200 100 200 100 150 100 atmosfera morska c5-m 150 100 200 100 250b 200b 150 100 sucha atmosfera domowa c1 50 50 100 100 100 100 50 50 a n.r. = nie zalecane, b zastosowanie przybrzeżne cieplnie w zależności od agresywności środowiska (tabl. v). przy dokładnej analizie zalecanych w wyżej wymienionej tablicy grubościach powłok metalowych należy zwrócić uwagę na zasadniczy fakt, że podane wartości oczekiwanej rys. 1. koszty wykonania i eksploatacji systemów ochronnych. 1 – system i: powłoka malarska – psx (łatwy dostęp do powierzchni); 2 – system ii: powłoka metalizacyjno-malarska /150µm zn + 200 µm ep + pu, (łatwy dostęp do powierzchni) fig. 1. costs of manufacturing and exploitation of protective systems. 1paint coating psx; 2 metal-paints coatings 150 μm zn + 200 μm ep + pu 15przegląd spawalnictwa vol. 87  9/2015 trwałości dotyczą wyłącznie powłok metalowych zanurzeniowych lub natryskiwanych cieplnie względnie natryskanych i uszczelnionych. w żadnej z norm (również pn-en iso 12944-5)[11] nie ma podanych trwałości po nałożeniu na powłokę metalową odpowiednio dobranej powłoki malarskiej. o trwałości takiego zestawu ochronnego decyduje głównie trwałość zewnętrznej powłoki malarskiej. prawidłowo eksploatowany ochronny zestaw metalowo-malarski powinien być poddany renowacji po utraceniu przez powłokę malarską swojej roli dekoracyjno-estetycznej, czyli po degradacji powłoki malarskiej, ale przed wyraźnym pojawieniem się korozji materiału podłoża. w tym przypadku materiałem podłoża jest powłoka metalizacyjna, której celem jest dobre związanie z podłożem powłoki malarskiej i elektrochemiczna ochrona materiału podłoża przed działaniem korozyjnym środowiska po uszkodzeniu powłoki malarskiej do czasu jej renowacji. żądanie więc od powłoki metalizacyjnej wieloletniej trwałości a więc zgodnej z tą trwałością grubości przewidzianej w normie, jest w tej sytuacji nieuzasadnione. niecelowym jest więc natryskiwanie powłoki metalowej o takiej grubości jaka wymagana jest przy samodzielnej pracy powłoki metalowej. wydaje się więc słusznym aby rozpatrując trwałość powłoki metalowo-malarskiej uwzględniać synergizm działania obu powłok. należy więc sądzić, że jeśli stosowane są niemalowane powłoki zanurzeniowe lub tylko uszczelnione powłoki natryskiwane cieplnie to wtedy należy stosować grubość zalecana przez obie wspomniane normy. przy stosowaniu systemu ochronnego składającego się z powłoki metalowej i nałożonej następnie dwulub trójwarstwowej powłoki malarskiej stosowanie grubych powłok metalowych wydaje się nieuzasadnione. przy takim założeniu obliczamy cykl życia konstrukcji przy powłokach metalowych o grubościach podobnych do gruntowych powłok malarskich z farb wysokocynowych byłby jeszcze bardziej korzystny. niestety obowiązujące przepisy krajowe [13,14] zakładały, że minimalna grubość natryskiwanej powłoki cynkowej musi wynosić co najmniej 150 µm. jednoznacznie trzeba stwierdzić, że są one sprzeczne z ustanowionymi normami krajowymi i europejskimi (pn-en iso 12944 i pn-en iso 2063). przepisy krajowe wymuszają więc nieuzasadnione większe koszty wytwarzania powłok o najwyższej trwałości. obniżenie ogólnie stosowanych grubości powłok natryskiwanych cieplnie do grubości zgodnych z pn-en iso 2063 pozwoliłoby na istotne ograniczenie kosztów ich nakładania. dalsze znaczne ograniczenie omawianych kosztów można osiągnąć przy bardzo dokładnym przestrzeganiu prawidłowego procesu natryskiwania i stosowania nowoczesnego sprzętu zapewniającego istotne zmniejszenie strat materiału powłokowego. badania przeprowadzone w imp [15] pozwoliły na stwierdzenie, że straty materiału powłokowego powstające podczas łukowego natryskiwania są m.in. zależne od: – rodzaju układu rozpylania, – odległości i kata natryskiwania, – napięcia łuku. jak wynika z rysunkach 2÷5 koszty te mogą przy nieprawidłowym prowadzeniu procesu wzrastać o 30%. podczas badań przeprowadzonych w imp z konstruowarys. 2. wpływ odległości natryskiwania na wartość współczynnika osadzania fig. 2. effect of spraying distance on deposition efficiency rys. 3. wpływ kąta natryskiwania na wartość współczynnika osadzania fig. 3. effect of spraying angle on deposition efficiency rys. 4. wpływ napięcia łuku na wartość współczynnika osadzania fig. 4. effect of arc voltage on deposition efficiency rys. 5. wpływ odległości natryskiwania na koszt materiału powłokowego koniecznego do pokrycia 1 m2 powierzchni na grubość 100 μm fig. 5. effect of spraying distance on the costs of material volume to cover surface of 1 m2 with 100 μm coating thickness 16 przegląd spawalnictwa vol. 87 9/2015 nymi obecnie w kraju nowoczesnymi pistoletami łukowymi stwierdzono, ze istnieje również możliwość dalszego obniżenia strat materiału powłokowego poprzez odpowiednie zmiany układu rozpylającego. jak wynika z tablicy vi nowotablica vi. wartości współczynnika osadzania powłok natryskanych cieplnie przy użyciu ld/u2 osu, metarc 555 table vi. values of deposition efficiency of coatings thermally sprayed with ld/u2 osu, metarc 555 skonstruowany pistolet metarc 555 umożliwia zmniejszenie strat materiału o 15%. rodzaj urządzenia wartości współczynników osadzania [%] 200a 250a 400a ld/u2 osu 52,73 – – metarc 555 62,10 63,17 64,07 wnioski 1. powłoki metalowo-malarskie odznaczają się b. dużą trwałością i tzw. niskimi kosztami cyklu życia. 2. istniejące w kraju obowiązujące zalecenia i przepisy wymagają istotnej modernizacji gdyż nie uwzględniają ustanowionych w tym zakresie norm i doświadczeń krajowych i światowych. 3. odpowiednia modernizacja przepisów umożliwi znaczne obniżenie kosztów nakładania powłok metalizacyjno-malarskich. 4. na koszty wytwarzania powłok bardzo duży wpływ ma prawidłowy sposób natryskiwania a więc kwalifikacje personelu odpowiedzialnego za każdy etap powstawania systemu ochronnego. 5. wzorem innych krajów konieczne jest szybkie wprowadzenie obowiązku certyfikowania personelu. literatura [1] l.kwiatkowski, w.milewski: powłoki metalowe w ochronie przed korozją konstrukcji stalowych. informator gospodarczy piks 2009. [2] pn-en iso 14713-1:2010 powłoki cynkowe wytyczne i zalecenia dotyczące ochrony przed korozją konstrukcji ze stopów żelaza część 1: zasady ogólne dotyczące projektowania i odporności korozyjnej. [3] thermal spray coatings-past, present & future ted call – district sales manager kta – tator, inc pittsburgh, pennsylvania, usa. [4] dot wirginia 6-02.5 (13) opt3fb6 corrosion protection august 2010. [5] metallized coatings for corrosion control of naval ship structures and components. national research council (u.s.) national materials advisory board. washington, d.c.: national academy press, 1983. [6] karsten mühlberg corrosion protection for windmills onshore and offshore. hempel (germany ltd. cologne (germany), august 2004. [7] phil rahrig “analyzing costs of galvanizing structural steel, plant engineering october 2004. [8] a.h. roebuck, g.h brevoort, “coating works costs: computer application and inspection”, corrosion/86, national association of corrosion engineers, houston, texas, 1986. [9] w.milewski, j.kobus, a.olbrycht: koszt wykonania i eksploatacji powłok metalowych i metalowo-malarskich chroniących konstrukcje stalowe przed korozją. v konferencja naukowo-techniczna psk „współczesne technologie przeciwkorozyjne”, 2011r. [10] nowe definicje antykorozji dzięki zastosowaniu aktywowanego cynku. konstrukcje stalowe nr 2/2015 s. [11] pn-en iso 12944-5:2009 farby i lakiery. ochrona przed korozją konstrukcji stalowych za pomocą ochronnych systemów malarskich. część 5: ochronne systemy malarskie. [12] pn-en iso 2063:2006 natryskiwanie cieplne – powłoki metalowe i inne nieorganiczne – cynk, aluminium i ich stopy. [13] rozporządzenie ministra transportu i gospodarki morskiej z dnia 30.05.200 r. w sprawie warunków technicznych jakimi powinny odpowiadać drogowe obiekty inżynierskie i ich usytuowanie (dz.u. 2000 r. nr 63, poz. 735). [14] zalecenia do wykonywania i odbioru antykorozyjnych zabezpieczeń konstrukcji stalowych drogowych obiektów mostowych nowelizacja w 2006 r. [15] w.milewski, a.olbrycht., sz.pawlik: wpływ parametrów natryskiwania na koszty procesu i odporność na korozję powłok natryskiwanych łukowo. inżynieria powierzchni nr 4/2014, s. 31-37. ps 4 2016 www hr.pdf 12 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 4/2016 trwałość zmęczeniowa bimetalu cyrkon-stal   w aspekcie charakterystyki złącza fatigue life zr-cs bimetal in terms of the characteristics of the joint streszczenie w pracy opisano rozwój pęknięć zmęczeniowych w układach platerów cyrkon-stal spajanych metodą zgrzewania wybuchowego. próbki o przekroju poprzecznym prostokątnym, charakteryzujące się zróżnicowanym udziałem warstwy przetopionej, poddano wahadłowemu zginaniu oraz wykonano pomiary twardości w obszarze złącza. w odkształconych próbkach zaobserwowano wzrost pęknięć zmęczeniowych równolegle do przyłożonego obciążenia. inicjacja pęknięć występowała w cyrkonie. słowa kluczowe: zgrzewanie wybuchowe, zginanie, zmęczenie, twardość abstract the paper describes a fatigue crack development in zirconium-steel sheets joined by the explosive welding technology. the clad specimens of rectangular cross-section and with different quantity of melted areas were subjected to oscillatory bending. the strain hardening across the interface was analysed by microhardness measurements. in the specimens, the fatigue crack growth parallel to the applied loading was observed. the crack initiation occurred always in the zirconium plate. keywords: explosive welding, bending, fatigue, hardness wstęp do wytwarzania układów warstwowych w wielu przypadkach stosowana jest technologia zgrzewania wybuchowego [1]. pozwala ona uzyskiwać trwałe, ciągłe i jakościowo dobre połączenie dwóch lub kilku materiałów, często o bardzo różnych własnościach mechanicznych. uzyskanie takiego połączenia wymaga szczególnie starannego doboru parametrów procesu zgrzewania wybuchowego, tj. energii wybuchu, prędkości detonacji oraz odległości pomiędzy łączonymi blachami. nieodpowiedni dobór tych parametrów, np. poniżej wartości granicznych, może doprowadzić do powstania nieciągłości lub całkowitego braku połączenia. natomiast przekroczenie wartości krytycznych powoduje nadtapianie powierzchni łączonych blach i w efekcie tworzenie się niekorzystnych, z punktu widzenia jakości połączenia, obszarów przetopionych o dużej twardości i kruchości [2,3]. badania zmęczeniowe pozwalają na ocenę trwałości uzyskanych układów warstwowych, a analiza propagacji pęknięć zmęczeniowych wskazuje miejsca najbardziej podatne na uszkodzenia oraz charakter ich przebiegu w łączonych materiałach. celem prezentowanej pracy jest badanie trwałości zmęczeniowej z uwzględnieniem pęknięć zmęczeniowych przy zginaniu wahadłowym bimetalu cyrkon-stal powstałego przy różnych parametrach zgrzewania wybuchowego. mariusz prażmowski, dariusz rozumek, henryk paul metodyka badań układy platerów wykonano technologią zgrzewania wybuchowego, jako płyty próbne o wymiarach 300x500 mm. płytą podstawową jest blacha ze stali niestopowej do pracy w podwyższonych temperaturach w gatunku p355nl2, natomiast blacha nakładana to czysty technicznie cyrkon w gatunku zr 700. skład chemiczny, według atestu producenta podano w tablicy i. proces zgrzewania prowadzono w układzie płyt równoległych, zmieniając dla poszczególnych układów prędkość detonacji (pr. 1: v1 = 3000m/s, pr. 2: v2 = 2800m/s, pr. 3: v3 = 2200m/s) z jednoczesnym zachowaniem stałej początkowej odległości pomiędzy powierzchniami łączonych blach (h = 6 mm). po platerowaniu wszystkie materiały poddano badaniom ultradźwiękowym, na całej powierzchni, w celu określenia ciągłości złącza. materiał do dalszych badań pobrano z obszarów bez oznak nieciągłości, na przekroju prostopadłym do powierzchni blachy oraz równolegle do kierunku przemieszczania się fali wybuchu. badania własności mechanicznych po procesie spajania tj. próby ścinania (rs,), odrywania (ro) oraz rozciągania (rm), przeprowadzono na maszynie wytrzymałościowej wpm zd20 oraz instron 6025. zgłady do badań metalograficznych wykonano na przedr inż. mariusz prażmowski; dr hab. inż. dariusz rozumek – politechnika opolska; prof. dr hab. inż. henryk paul – instytut metalurgii i inżynierii materiałowej pan w krakowie autor korespondencyjny/corresponding author: m.prazmowski@po.opole.pl przeglad welding technology review 13przegląd  spawalnictwa       vol. 88 4/2016 rys. 1. kształt i rozmiary próbki, wymiary w mm fig. 1. shape and dimensions of specimen, dimensions in mm kroju prostopadłym do powierzchni blachy oraz równolegle do kierunku przemieszczania się fali detonacji. badania metalograficzne przeprowadzono wykorzystując mikroskop optyczny olympus ix 70 współpracujący z komputerowym analizatorem obrazu leco ia 32. prowadzone analizy pozwoliły na określenie charakterystyki złącza oraz ilościowego udziału warstwy przetopień w poszczególnych próbkach w oparciu o pomiar podstawowych parametrów granicy połączenia. wymiary i kształt próbek do badań zmęczeniowych, przedstawiono na rysunku 1. próbki wycięto z blachy równolegle do kierunku detonacji i przygotowano zgodnie z normą astm d 3165-95. badano próbki, w których stosunek netto wysokości cyrkonu do stali wynosił h1 : h2 = 1 : 2,5. właściwości statyczne badanych materiałów przed połączeniem, na podstawie atestu producenta przedstawiono w tablicy ii. tablica i. skład chemiczny łączonych blach, wg. atestu dostawcy [%wag.] table i. the chemical composition of joined metal sheets, as per the supplier’s certificate [in wt%] materiał c mn si p s ni cr h n al mo o nb fe zr 700 <0,002 0.05 <0,0003 <0,002 0,05 0,05 p355nl2 0.170 1,130 0.345 0.008 0.001 0,285 0,150 0,004 0,045 0,035 0,019 reszta tablica ii. własności mechaniczne badanych materiałów przed połączeniem table ii. mechanical properties of materials before cladding materiał re, mpa rm, mpa e, gpa a5, % zr 700 143 300 100 31 p355nl2 402 511 210 27 badania rozwoju pęknięć zmęczeniowych prowadzono na maszynie zmęczeniowej mzgs-100 umożliwiającej realizację przebiegów zginania [4] przy obciążeniu z kontrolowaną siłą (amplitudą momentu) i częstotliwością obciążenia 28,4 hz. badania zmęczeniowe prowadzono przy współczynniku asymetrii cyklu r= -1 i stałej amplitudzie momentu ma= 14,2 n•m. teoretyczny współczynnik kształtu karbu w próbce wyznaczono zgodnie z równaniem podanym w pracy [5], który przy zginaniu wynosił αk = 1,045. rozwój pęknięć obserwowano na powierzchniach bocznych próbek za pomocą mikroskopu optycznego, bezpośrednio na maszynie zmęczeniowej. przyrosty pęknięć zmęczeniowych mierzono za pomocą mikrometru umieszczonego w mikroskopie o powiększeniu 25x z dokładnością 0,01 mm, notując jednocześnie bieżącą liczbę cykli obciążenia n. pomiar długości pęknięcia mierzono, jako przyrost tej długości na przekroju poprzecznym. wyniki badań i ich analiza  obserwacje strukturalne  granicę połączenia scharakteryzowano w oparciu o pomiar długości linii złącza (l), wysokości (h) i długości (n) fali oraz pola powierzchni przetopień (p) (rys. 2). w oparciu o średnie wartości otrzymanych wyników wyznaczono za pomocą równania 1 współczynnik rgp określający równoważną ilość przetopień (tzn. udział stref przetopień w złączu). otrzymane wyniki dla poszczególnych próbek przedstawiono na rysunku 3. l p rgp n i i∑ == 1 (1) rys. 2. schemat fali powstałej w wyniku zgrzewania wybuchowego, gdzie: n – długość fali, h – wysokość fali, p – obszary przetopione, l – linia złącza fig. 2. schematic presentation of the wave formed as the result of explosion welding, where: n wave length, h wave height p melted area, l interface line rys. 3. parametry granicy połączenia dla próbek o różnej prędkości detonacji fig. 3. parameters of the interface for samples with varying velocity of detonation zastosowanie najmniejszej prędkości detonacji (próbka 3) spowodowało, uformowanie granicy połączenia charakteryzującego się regularną falą o najmniejszej (spośród analizowanych przypadków) amplitudzie (rys. 4c). przy tej prędkości zaobserwowano nieznaczną ilość warstwy przetopionej (rgp na poziomie 0,5µm). wzrost prędkości deto14 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 4/2016 nacji o 27% i 35%, w obu analizowanych przypadkach, spowodował ponad 2-krotny wzrost długości fali (n), natomiast wysokość (h) wzrosła prawie 4-krotnie. zwiększenie prędkości detonacji miało znaczący wpływ na udział warstwy przetopionej w złączu (rgp). w przypadku próbki 2 parametr ten wzrósł do wartości 10µm; z punktu widzenia jakości połączenia wartość ta jest przyjęta za graniczną. dalsze zwiększenie prędkości detonacji (próbka 1, rys. 4a), spowodowało gwałtowne zwiększenie udziału obszarów przetopionych do nieakceptowalnego poziomu rgp = 26 µm. a) b) c) badanie własności mechanicznych  w warunkach statycznych przeprowadzone próby wytrzymałościowe, dla materiałów w stanie ‚po spojeniu’, pozwoliły na ocenę jakości otrzymanego połączenia. dla wszystkich trzech przypadków przeprowadzono próby rozciągania (dla oceny wytrzymałości na ścinanie), a średnie wartości uzyskanych wyników przedstawiono na rysunku 5. analizując uzyskane wyniki dla próby ścinania i odrywania można stwierdzić, że wzrost prędkości detonacji, a tym samym wzrost udziału warstwy przetopionej w złączu powodował spadek własności wytrzymałościowych. efekt ten w mniejszym stopniu jest obserwowany w przypadku próby ścinania, w której dla próbki 3 (bez strefy przetopionej) uzyskano wartość 393 mpa, natomiast dla próbki 1, tj. z największym udziałem obszarów rys. 4. mikrostruktura złącza cyrkon-stal: a) i b) z warstwą przetopioną, c) bez warstwy przetopionej fig. 4. joint microstructure of zirconium-steel: , a) and b) with melted areas, c) without melted areas rys. 5. własności mechaniczne (wytrzymałość na: ścinanie rs, odrywanie ro, rozciąganie rm) plateru fig. 5. mechanical properties (shear strength rs,, peel-off strength ro, ultimate strength rm) of the clad przetopionych – 220 mpa. wskazuje to na 20% spadek wytrzymałości. w przypadku pozostałych dwóch prób, odrywania i rozciągania, również najwyższe wartości zanotowano dla próbki 3, odpowiednio ro = 409 mpa i rm = 544 mpa. dla próbki 1 otrzymano w próbach odrywania ro =130 mpa, tak samo, jak w próbce 2 o dopuszczalnym granicznym udziale przetopień w strefie połączenia, co stanowi ok. 40% spadek wytrzymałości na odrywanie. badanie rozwoju pęknięć zmęczeniowych podczas prowadzenia badań zmęczeniowych przy zginaniu obserwowano rozwój pęknięć w bimetalu cyrkon-stal dla próbek z dużą (pr. 1) i nieznaczną warstwą przetopień (pr. 2) oraz bez warstwy przetopień (pr. 3). na rysunku 6 przedstawiono przykładowy rozwój pęknięć zmęczeniowych próbek 1 i 2 w funkcji liczby cykli. próbki badano przy amplitudzie obciążenia ma = 14,2 n•m, a zniszczenie nastąpiło w próbce 1 z dużą warstwą przetopień, po nf = 1584000 cykli, natomiast w próbce 2 z nieznaczną warstwą przetopień, po nf = 1395000 cykli. próbki nr 3 miały trwałość w zakresie bardzo wysokiej liczby cykli, nie uzyskano złomu (pękła tylko jedna próbka przy nf = 5982000 cykli). inicjację pęknięcia zmęczeniowego obserwowano w próbce 1 po 1510000 cykli, a w próbce 2 po 1342000 cykli, przy długości 0,21 mm (pr. 1) i 0,25 mm (pr. 2). próbki charakteryzowały się równomiernym wzrostem pęknięć zmęczeniowych po obu stronach powierzchni bocznych. rys. 6. długości pęknięć w funkcji liczby cykli fig. 6. cracks length vs. number of cycles podczas badań obserwowano inicjację i rozwój pęknięć zmęczeniowych od strony cyrkonu. pęknięcia pokazane na rys. 7 rozwijały się na płaszczyznach prostopadłych do największych wektora naprężeń normalnych w cyrkonie i po dojściu do złącza, przecinały je przechodząc do stali, w której pęknięcia propagowały podobnie jak w cyrkonie. przyczynę takiego zachowania pęknięć można tłumaczyć różnym stopniem lokalnego zdefektowania sieci krystalograficznych obu materiałów na granicy złącza w wyniku zderzenia łączonych materiałów oraz różną twardością badanych materiałów. rozwój pęknięć następuje w miejscach, gdzie na skutek zdefektowania sieci krystalograficznej, zgrzewaniem wybuchowym, wiązania międzyatomowe są najsłabsze. 15przegląd  spawalnictwa       vol. 88 4/2016 literatura [1] crossland b., explosive welding of metals and its application, clarendon press, oxford, 1982. [2] prażmowski m., paul h.: the effect of stand-off distance on the structure and properties of zirconium – carbon steel bimetal produced by explosion welding, archives of metallurgy and materials, vol. 57, no. 4, 2012, pp. 1201-1210. [3] prażmowski m., paul h., rozumek d., marcisz e., influence of the microstructure near the interface of the fatigue life of explosively welded carbon steel/zr clads, key engineering materials, vols. 592-593, 2014, pp. 704-707. [4] rozumek d., mieszane sposoby pękania zmęczeniowego materiałów konstrukcyjnych, studia i monografie, z. 241, politechnika opolska, opole, 2009, s. 152. [5] thum a., petersen c., swenson o., verformung, spannung und kerbwirkung. vdi, duesseldorf, 1960. wnioski na podstawie przeprowadzonych badań próbek bimetalu, sformułowano następujące wnioski: 1. parametry procesu zgrzewania wybuchowego mają kluczowe znaczenie dla charakterystyki uzyskanego połączenia. wzrost prędkości detonacji sprzyja wzrostowi parametrów połączenia o charakterze falistym (większa amplituda i długość fali), a przede większemu większej ilości stref przetopionych w złączu. 2. udział warstwy przetopionej w złączu ma znaczący wpływ na statyczne własności wytrzymałościowe bimetalu oraz jego trwałość zmęczeniową. 3. w badanym układzie bimetalowym zaobserwowano rozwój pęknięć na wskroś przekroju poprzecznego próbek, przy czym inicjacja oraz rozwój pęknięć zmęczeniowych przebiegał od strony blachy cyrkonowej. 201308_pspaw_21ds.pdf 28 przegląd spawalnictwa 8/2013 andrzej winiowski maciej różański lutowanie twarde stopów na osnowie aluminidków brazing of alloys based on aluminides r in . ndrzej winiowski, prof. , dr in . maciej ański – instytut spawalnictwa, gliwice. stract properties and application of alloys based on intermetallic phase titanium, nickel and iron with aluminum. the methods of joining alloys based on this phases. the results of technological researches on brazing of tial, ni3al, and fe3al based alloys, conducted in institute of welding in gliwice. mechanical and structural properties of brazed joints. treszczenie w artykule omówiono właściwości i zastosowanie stopów na osnowie faz międzymetalicznych tytanu, niklu i żelaza z aluminium oraz metody łączenia stopów na osnowie tych faz. przedstawiono wyniki badań technologicznych nad lutowaniem twardym stopów na osnowie faz tial, ni3al, i fe3al, prowadzonych w instytucie spawalnictwa w gliwicach, a także właściwości mechaniczne i badania strukturalne połączeń lutowanych. wstęp w ciągu ostatnich lat coraz większym zainteresowaniem, jako nowoczesne materiały konstrukcyjne o specjalnych właściwościach, cieszą się stopy na osnowie uporządkowanych faz międzymetalicznych, zawierających aluminium, tzw. aluminidki. stopy te tworzą nową generację materiałów, tzw. intermetali, intermetalików, łączących cechy metali i ceramiki inżynierskiej. dotychczasowe badania właściwości eksploatacyjnych takich stopów, modyfikowania ich odpowiednimi pierwiastkami chemicznymi celem podwyższenia tych właściwości, a także postęp w zakresie metod ich wytwarzania pozwoliły uznać za najbardziej perspektywiczne stopy na osnowie faz międzymetalicznych z układów ti-al, ni-al oraz fe-al. stosunkowo duża zawartość metalu lekkiego – aluminium (gęstość 2,7•103 kg/m3) sprawia, że stopy na osnowie faz międzymetalicznych z tym pierwiastkiem wykazują również stosunkowo małą gęstość. tworząca się na ich powierzchni pasywacyjna, trwała chemicznie warstewka tlenku aluminium al2o3 zapewnia z kolei ich doskonałą odporność na korozję, w tym również korozję gazową (utlenianie, nawęglanie), nawet w temperaturze przekraczającej 1000oc. oprócz wysokiej odporności korozyjnej i odporności na pełzanie oraz rekrystalizację, co wynika z uporządkowania struktury (mały współczynnik samodyfuzji), dodatkowymi, korzystnymi technicznie właściwościami stopów na osnowie faz międzymetalicznych z aluminium są: wysoka przewodność cieplna, żarowytrzymałość, odporność na zmęczenie cieplne, a także, jak już wcześniej wspomniano, mała gęstość. niestety wadą tych stopów jest niewielka plastyczność i ciągliwość oraz stosunkowo duża twardość. można te cechy nieco ograniczyć, wprowadzając do nich dodatek odpowiednich pierwiastków chemicznych. stopy o modyfikowanym tak składzie chemicznym są już obecnie produkowane i w zastosowaniach praktycznych zastępują one „klasyczne” stopy niklu (nadstopy). podstawowe ich zastosowanie to: wirniki turbosprężarek, zawory i gniazda zaworów, denka tłoków oraz elementy układów wydechowych w silnikach samochodowych, podzespoły silników lotniczych i rakietowych, łopatki turbin gazowych w energetyce i lotnictwie, elementy kotłów i palników, filtry gazowe, wymienniki ciepła, rury, ekrany w przemyśle energetycznym, części maszyn hutniczych (np. rolki podające części do obróbki cieplnochemicznej) i urządzeń w przemyśle petrochemicznym (np. rury, pojemniki, zbiorniki), czy też elementy aparatury chemicznej (np. wymienniki ciepła) odporne 29przegląd spawalnictwa 8/2013 na korozję gazową, działanie siarki itp. [1, 2]. stanowią one również osnowę materiałów kompozytowych o podobnym zastosowaniu [1, 3]. te stosunkowo nowe stopy na osnowie aluminidków są jednak bardzo trudne do łączenia metodami spawalniczymi [4, 13, 27]. decydują o tym: znaczna zawartość w nich aluminium i skłonność do intensywnego tworzenia na powierzchni bardzo trwałego tlenku tego metalu (al2o3), mała ciągliwość zarówno w wysokiej, jak i niskiej temperaturze, skłonność do tworzenia pęknięć spawalniczych: krystalizacyjnych, likwacyjnych i ich kombinacji oraz pęknięć powstających w podwyższonej temperaturze. łączenie ich może odbywać się za pomocą spawania skoncentrowaną wiązką energii (spawanie laserowe, elektronowe), zgrzewania tarciowego, dyfuzyjnego oraz lutowania twardego (dyfuzyjnego). zaletą stosowania lutowania twardego, a zwłaszcza lutowania dyfuzyjnego dla tych stopów jest to, że utrudniająca ich spawanie, a także zgrzewanie mała ciągliwość w temperaturach pokojowych nie stanowi w tym przypadku bariery ograniczającej stosowanie procesu łączenia i uzyskiwania połączeń dobrej jakości. ponadto obecność na powierzchni stopów ciągłej warstewki trwałego tlenku al2o3 nie jest podczas lutowania głównym problemem technologicznym, jak w przypadku np. zgrzewania dyfuzyjnego [18]. w kraju prowadzone były dotychczas badania nad spawaniem stopów ti-al oraz fe-al wiązką elektronów oraz nad łączeniem ich przez zgrzewanie dyfuzyjne i tarciowe ze stalami niestopowymi [14÷17]. w instytucie spawalnictwa w gliwicach przeprowadzono w ostatnim okresie badania nad lutowaniem twardym (wysokotemperaturowym – dyfuzyjnym) stopów na osnowie faz międzymetalicznych typu tial, ni3al oraz fe3al [11, 12, 22, 27]. wyniki badań własnych na tle przeglądu osiągnięć zagranicznych w tym zakresie przedstawiono w niniejszej pracy. lutowanie stop w na osnowie faz iędzy etalicznych til od połowy lat 90. ub.w. dużym zainteresowaniem cieszą się stopy tytanu na osnowie uporządkowanych faz międzymetalicznych z układu ti-al, w szczególności ti3al (α2) i tial (γ) oraz tzw. stopy dupleks, oparte na obydwu tych fazach. osnowę tych stopów stanowi najbardziej popularna faza tial (γ). charakteryzuje się ona wysoką temperaturą topnienia (1460oc), stosunkowo małą gęstością (3,8•103 kg/m3), dużą wytrzymałością względną, dobrą odpornością na pełzanie i utlenianie oraz brakiem skłonności do samozapłonu, niekorzystnej dla tytanu. wykazuje ona również dużą twardość i małą plastyczność. jej wydłużenie w temperaturze pokojowej wynosi zaledwie 1÷3% i znacząco maleje w obecności nawet niewielkich ilości zanieczyszczeń. dodatkowo faza tial (γ) ulega silnemu rozrostowi ziaren podczas przeróbki plastycznej, co praktycznie bardzo utrudnia lub wręcz uniemożliwia tę obróbkę. w celu poprawy tych właściwości do stopów na jej osnowie dodaje się zwykle trzy grupy pierwiastków: podwyższające plastyczność (chrom, mangan, wanad), zwiększające żarowytrzymałość i odporność na korozję gazową oraz utlenienie (niob, tantal, wolfram i molibden) oraz powodujące rozdrobnienie ziarna (bor, węgiel, krzem, tlen oraz metale ziem rzadkich) [1, 2]. lutowanie stopów tytanu na osnowie faz międzymetalicznych tial (γ) i tial3(α2) w dostępnej literaturze przedstawiono na przykładach lutowania ich z zastosowaniem następujących spoiw: ag, ag72cu, agcu26,5ti3, al, alsi12cu, tizr35ni15cu15, nicr8si5b2fe2, cu, cup [5÷10]. złącza próbne wykonano zarówno przy stosowaniu krótkich (klasyczne lutowanie twarde), jak i długich (lutowanie dyfuzyjne) czasów lutowania. w większości przypadków dobrą jakość i właściwości mechaniczne złączy uzyskano, stosując stosunkowo szybkie nagrzewanie i krótki czas (do kilku minut) wytrzymania elementów łączonych w temperaturze lutowania. na uwagę zasługują prowadzone w tym zakresie badania w instytucie spawalnictwa w gliwicach, których celem było określenie wpływu materiałowo–technologicznych warunków lutowania stopu na osnowie fazy tial na strukturę i właściwości mechaniczne połączeń i w efekcie opracowanie najkorzystniejszych warunków technologicznych łączenia tego stopu [11,12]. badaniom poddano stop na osnowie fazy tial(γ) o nominalnym składzie chemicznym tial48cr2nb2, wykonany w warunkach laboratoryjnych w katedrze nauki o materiałach politechniki śląskiej w postaci odlewanych wałków. jako spoiwo (warstwę pośrednią w procesie lutowania dyfuzyjnego) do lutowania tego materiału zastosowano: spoiwo srebrne b-ag72cu-780 (ag 272 wg pn-en iso 17672) i miedź. wszystkie próbki lutowano w piecu próżniowym s 16 firmy torvac w próżni w zakresie 10-4÷10-5 mbarów. złącza próbne lutowane spoiwem miedzianym wykonywano w temperaturze lutowania 1000 i 1050oc, a spoiwem srebrnym – w temperaturze 850, 900 i 950oc. czas wytrzymania złączy w każdej temperaturze wynosił odpowiednio 1÷30 min. uzyskane złącza poddano próbom wytrzymałości na ścinanie oraz badaniom strukturalnym z użyciem mikroskopii świetlnej i elektronowej (skaningowej) wraz ze spektrometrią dyspersji energii (eds). największą wytrzymałością (149 mpa) charakteryzowały się złącza lutowane spoiwem srebrnym b-ag72cu-780 w temperaturze 900oc i czasie 1 min. wydłużenie czasu do 5 min spowodowało spadek tej wytrzymałości do 69 mpa. złącza wykonane w temperaturze 950oc i przy takich samych czasach (1 i 5 min) wykazały wytrzymałość na ścinanie odpowiednio: 21,7 i 12 mpa, a lutowane w temperaturze 850oc odpowiednio: 137 i 87,7 mpa. badania metalograficzne połączeń lutowanych przy dłuższych czasach wytrzymania wykazały wzrost szerokości ich stref dyfuzyjnych, zdominowanych przez kruche złożone fazy cu-al-ti (alcuti, alcu2ti), wraz ze wzrostem temperatury i czasu (rys. 1). 30 przegląd spawalnictwa 8/2013 w przypadku zastosowania miedzi jako spoiwa wytrzymałość na ścinanie złączy wykonanych w temperaturze 10000c i czasie 1 min nie przekraczała 31 mpa, a dla czasu wytrzymania 5 min – 18 mpa. złącza wykonane w temperaturze 1050oc wykazały większą wytrzymałość. wynosiła ona 95 mpa dla czasu 1 min i 78 mpa dla 5 min. zastosowanie dłuższego niż kilka minut czasu (np. 30 min) powodowało całkowite przereagowanie spoiwa z podłożem materiału podstawowego i utworzenie twardej, bardzo kruchej lutowiny o wytrzymałości na ścinanie nieprzekraczającej kilku mpa. lutowanie stop w na osnowie faz iędzy etalicznych nil praktyczne, przemysłowe zastosowanie spośród faz międzymetalicznych typu ni–al znalazły fazy nial-β i ni3al-γ’. faza ni–al występuje w postaci roztworu stałego tworzącego się w temperaturze 1638oc i wykazuje małą gęstość (5,9•103 kg/m3), większą od stopów niklu i kobaltu przewodność cieplną (80 w/m•k) oraz odporność na korozję (do 1400oc) i zmęczenie cieplne (żarowytrzymałość do 1200oc). w temperaturze pokojowej charakteryzuje się bardzo małą plastycznością (wydłużenie względne 0÷3%) zwiększającą się wraz ze wzrostem temperatury (nawet do 6%). ze wzrostem temperatury obniża się natomiast wytrzymałość tego materiału na pełzanie. poprawę tych właściwości mechanicznych można uzyskać przez wprowadzenie do stopów na osnowie fazy ni–al dodatku molibdenu, żelaza (nieznaczne podwyższenie plastyczności) oraz chromu, molibdenu, renu, boru i tytanu (podwyższenie odporności na pełzanie) [1, 8÷10]. faza ni3al jest roztworem stałym wtórnym, tworzącym się w wyniku przemiany perytektycznej (w temperaturze 1390oc). gęstość jej wynosi 7,4•103 kg/m3, wydłużenie względne w temperaturze pokojowej od kilku do 50%. maksymalna temperatura pracy stopów na jej osnowie nie przekracza 800÷1150oc. charakterystyczną cechą tej fazy jest podatność na odkształcenia plastyczne przez poślizg wskutek tzw. superdyslokacji, składającej się z pary dyslokacji jednoimiennych całkowitych, której krytyczne naprężenie poślizgu zwiększa się wraz z temperaturą, a tworzenie się domen antyfazowych (między jednoimiennymi dyslokacjami) decyduje o umocnieniu fazy i jej wysokiej wytrzymałości na pełzanie w podwyższonej temperaturze. stopy na osnowie fazy ni3al, oprócz dobrej odporności na korozję do 800÷11500c (w tym odporności na utlenianie i nawęglanie w atmosferach utleniających i redukujących), stosunkowo wysokiej wytrzymałości doraźnej i na pełzanie oraz granicy plastyczności na ściskanie charakteryzują się wzrastającą wraz z temperaturą bardzo dobrą odpornością na ścieranie w temperaturze wyższej niż 6000c. dlatego też są wykorzystywane również do wykonywania powłok na elementach ze stopów niklu, pracujących w trudnych warunkach eksploatacyjnych w podwyższonych temperaturach. monokryształy ni3al wykazują też dobrą plastyczność, lecz stopy polikrystaliczne są już znacznie mniej plastyczne. może w nich występować w atmosferze powietrza, w temperaturze pokojowej, skłonność do transkrystalicznego przełomu w wyniku oddziaływania wodoru atomowego, tzw. kruchość wodorowa. do stopów na osnowie fazy ni3al wprowadza się często jako dodatki stopowe: chrom, cyrkon, hafn, molibden i bor [1]. dostępne w literaturze opracowania z zakresu lutowania omawianych stopów [24÷27] dotyczyły lutowania dyfuzyjnego (w ograniczonym zakresie parametrów temperaturowych i czasowych) stopów na osnowie fazy ni–al (polii monokrystalicznego) z użyciem przekładki ze spoiwa niklowego bni-3 wg aws (nisi4,5b3,2 – temperatura topnienia 984÷1054oc), czystej miedzi i czystego aluminium, a w przypadku stopu na osnowie fazy ni3al lutowania jedynie z zastosowaniem spoiwa aluminiowego. badania z użyciem spoiwa niklowego i miedzianego poszerzono o próby lutowania stopu na osnowie fazy ni–al z niklem i nadstopem mm-247. procesy lutowania prowadzono w próżni, stosując a ys. 1. struktury połączeń stopu tial48cr2nb2 lutowanych spoiwem srebrnym b-ag72cu-780 w temperaturze 950oc i czasie 1 min (a) oraz 30 min (b). traw. odcz. buehlera ig. 1. structures of tial48cr2nb2 alloy joints brazed with b-ag72cu-780 silver filler metal at temperature 950oc and holding time 1 min (a) and 30 min (b). etch. buehler 31przegląd spawalnictwa 8/2013 nagrzewanie oporowe – bezpośrednie, indukcyjne i oporowe piecowe (zróżnicowane szybkości nagrzewania próbek do temperatury lutowania). we wszystkich opracowaniach przedstawiono wyniki badań strukturalnych wyjaśniających mechanizmy tworzenia połączeń lutowanych. autorzy nie przedstawili jednak wyników badań właściwości (zwłaszcza właściwości mechanicznych) tych połączeń [18÷21]. badania nad lutowaniem stopu na osnowie fazy ni3al γ’ (ni87al13 – wykonanego w katedrze inżynierii stopów i kompozytów odlewanych na wydziale odlewnictwa w akademii górniczo-hutniczej w krakowie) prowadzono również w instytucie spawalnictwa w gliwicach [22]. celem tych badań było, podobnie jak w przypadku stopu na osnowie fazy ti-al, określenie wpływu materiałowo-technologicznych warunków procesu lutowania na właściwości mechaniczne i strukturalne połączeń lutowanych, a w efekcie opracowanie najkorzystniejszych warunków technologicznych łączenia tego stopu. jako spoiwo w przeprowadzonych badaniach zastosowano czyste aluminium oraz czystą miedź, a także lut srebrny b-ag72cu-780. wszystkie próbki lutowano w piecu próżniowym s 16 firmy torvac w próżni w zakresie 10-3÷10-5 mbarów. procesy lutowania złączy próbnych prowadzono zarówno przy stosowaniu krótkich (klasyczne lutowanie), jak i długich (lutowanie dyfuzyjne) czasów lutowania. parametry lutowania stopu wynosiły odpowiednio: w przypadku spoiwa aluminiowego – temperatura lutowania 1000÷1150oc, czas 10÷120 min, w przypadku spoiwa miedzianego – temperatura lutowania 1150°c, czas 60÷180 min., a w przypadku spoiwa srebrnego b-ag72cu-780 – temperatura lutowania 1000÷1150oc, czas 30÷180 min. dla uzyskanych w tych warunkach technologicznych złączy próbnych przeprowadzono próby wytrzymałości na ścinanie oraz badania metalograficzne i strukturalne z zastosowaniem mikroskopii świetlnej i elektronowej (skaningowej) wraz z analizą faz przy użyciu spektrometru dyspersji energii (eds). statystyczna próba na ścinanie wykazała najkorzystniejsze wyniki dla złączy wykonanych spoiwem srebrnym b-ag72cu-780 (165 mpa), przy stosowaniu najniższych parametrów temperaturowo-czasowych lutowania (1000oc/30 min). ze wzrostem temperatury i czasu wytrzymałość ta ulegała zmniejszeniu, bardzo znacznemu już w temperaturze 1150oc (3÷5 mpa). wyjaśniły to w znacznym stopniu badania strukturalne, wskazujące na tworzenie się w złączu dużej ilości kruchych roztworów na osnowie fazy ni3al oraz niezgodności typu pustki (rys. 2). dla połączeń wykonanych spoiwem miedzianym wytrzymałość określono jedynie w przypadku zastosowania czasu 180 min. wyniosła ona 110 mpa, a strukturę złącza stanowiły roztwory stałe typu cu-ni. złącza próbne wykonane tym spoiwem przy krótszych czasach (60 i 120 min) wykazywały znaczne braki zwilżenia powierzchni łączonej i ulegały rozdzieleniu bez przyłożenia większych sił. stosunkowo najmniejszą wytrzymałość na ścinanie wykazały połączenia wykonane spoiwem aluminiowym. największą wartość tej wytrzymałości (28 mpa) uzyskano dla połączeń lutowanych w najniższej temperaturze (1000oc) i najkrótszym czasie (10 min). w dalszych badaniach stwierdzono, że ze wzrostem temperatury i czasu lutowania ta wytrzymałość maleje. lutowanie stop w na osnowie faz iędzy etalicznych el żelazo z aluminium tworzy układ równowagi fazowej z licznymi fazami międzymetalicznymi. jednak tylko fazy fe3al i feal stanowią użytkową osnowę stopów konstrukcyjnych. stopy takie oprócz odporności na korozję gazową (na utlenianie, nawęglanie i działanie siarki), na korozję w wodzie morskiej i stopionych solach oraz odporności na ścieranie, erozję i kawitację, charakteryzują się wysoką rezystywnością elektryczną, przewyższająca nawet o 50% rezystancję elektryczną stopów, powszechnie stosowanych na elementy grzejne. wykazują one wprawdzie nieco większą gęstość niż np. fazy z układu ti-al (feal – 5,3•103 kg/m3, fe3al – 6,7•10 3 kg/m3), lecz charakteryzują się stosunkowo niską ceną w porównaniu z innymi stopami na osnowie faz międzymetalicznych. ich wadą jest mała plastyczność i skłonność do kruchego pękania w temperaturze pokojowej, w atmosferze powietrza oraz pary a ys. 2. struktury połączeń stopu ni87al13 lutowanych spoiwem srebrnym b-ag72cu-780 w temperaturze 10000c i czasie 30 min (a) oraz temperaturze 10000c i czasie 180 min (b). traw. 10 ml hno3 + 20 ml hcl + 30 ml gliceryny. ig. 2. structures of ni87al13 alloy joints brazed with b-ag72cu-780 silver filler metal at temperature 10000c and holding time 30 min (a) as well as at temperature 10000c and holding time 180 min (b). etch. 10 ml hno3 + 20 ml hcl + 30 ml glycerol 32 przegląd spawalnictwa 8/2013 wodnej. wykazują one anormalność wytrzymałości na rozciąganie w funkcji temperatury (wzrasta w zakresie 300÷600oc, a następnie znacznie obniża się). podwyższenia ich plastyczności i odporności na kruche pękanie dokonuje się przez odpowiedni dobór składu chemicznego, modyfikację mikrostruktury, zmniejszenie stopnia uporządkowania atomów oraz stosowanie powłok ochronnych [1]. znalezione w literaturze specjalistycznej opracowania z zakresu lutowania dyfuzyjnego (z nagrzewaniem promiennikami podczerwieni w próżni) stopów na osnowie faz z układu fe-al dotyczyły tylko stopów na osnowie fazy fe3al i obejmowały stosowanie spoiw–przekładek ze spoiwa niklowego bni-2 wg aws 5.8 (nicr8si5b3 o temperaturze topnienia 971÷999oc), spoiwa złotego aucu20 (roztwór stały z min. punktem topnienia 910oc), czystego aluminium i czystej miedzi [23÷26]. autorzy przedstawili wyniki badań strukturalnych złączy, wyjaśniające mechanizm ich powstawania, a także w niektórych przypadkach podali właściwości wytrzymałościowe połączeń. w przypadku połączeń wykonanych spoiwem niklowym bni-2 najkorzystniejszą wytrzymałość na ścinanie 291 mpa uzyskano dla temperatury lutowania 1100oc i czasu 300 s [26]. badania nad lutowaniem stopu na osnowie fazy fe3al (fe86al14 – wykonany w katedrze inżynierii stopów i kompozytów odlewanych na wydziale odlewnictwa w akademii górniczo–hutniczej w krakowie) prowadzono również w instytucie spawalnictwa w gliwicach [27]. jako spoiwa zastosowano: luty miedziano–niklowe b-cu95ni, a także 1085/1120 oraz bcu90ni – 1100/1140 oraz stosowany z powodzeniem we wcześniejszych pracach do łączenia stopów ti-al oraz ni-al lut srebrny typu ag-cu–b-ag72cu-780. w badaniach dążono do określenia wpływu materiałowych i technologicznych warunków procesu lutowania na właściwości mechaniczne i strukturalne połączeń i ustalenia najkorzystniejszych warunków technologicznych lutowania stopu fe86al14. złącza próbne wykonano w piecu próżniowym s 16 firmy torvac w próżni w zakresie 10-4÷10-5 mbar, stosując następujące parametry procesu: w przypadku spoiw cu-ni temperatura lutowania 1170÷1200oc, czas 30÷180 min, w przypadku spoiwa srebrnego b-ag72cu-780 temperatura lutowania 1000÷1150oc, czas 30÷300 min. dla uzyskanych w tych warunkach technologicznych złączy próbnych przeprowadzono próby wytrzymałości na ścinanie oraz badania strukturalne z wykorzystaniem mikroskopii świetlnej i elektronowej (skaningowej) wraz z analizą przy użyciu spektrometru dyspersji energii (eds). największą wytrzymałością na ścinanie charakteryzowały się połączenia wykonane lutami miedziano-niklowymi b-cu90ni-1100/1140 (233 mpa) i b-cu95ni-1120/1085 (202 mpa) w temperaturze lutowania 1200oc i czasie 60 min. mniejszą wytrzymałość połączeń (130 mpa) uzyskano przy lutowaniu lutem srebrnym b-ag72cu-780 dla parametrów lutowania: 1000oc/300 min i 1150oc/120 min. badania strukturalne złączy wykazały, że w złączach wykonanych spoiwami miedziano-niklowymi powstają dyspersyjne wydzielenia fazy o składzie chemicznym odpowiadającym fazie fe3al, które wraz ze wzrostem temperatury i wydłużeniem czasu procesu ulegają koagulacji, a składniki spoiwa reagują z materiałem łączonym, tworząc kruche strefy dyfuzyjne (rys. 3). w złączach tych stwierdzono występowanie nieznacznych ilości niezgodności w postaci pustek, charakterystycznych dla połączeń lutowanych dyfuzyjnie (tzw. efekt kirkendalla). struktury połączeń wykonanych przy użyciu lutu b-ag72cu-780 wykazywały roztworzenie lutu eutektycznego i wydzielenie roztworów stałych w postaci dwóch niekoherentnych faz o dużej zawartości srebra i miedzi. pomiędzy tymi fazami występowały niekiedy pęknięcia w lutowinach, które jednak zanikały wraz z wydłużeniem czasu lutowania. ys. 3. struktury połączeń stopu fe86al14 lutowanych spoiwem miedziano-niklowym b-cu90ni-1100/1140 w temperaturze 12000c i czasie 60 min (a) oraz 180 min (b). traw. 10 ml hno3 + 20 ml hcl + 30 ml gliceryny ig. 3. structures of fe86al14 alloy joints brazed with b-cu90ni-1100/1140 copper nickel filler metal at temperature 12000c and holding time 60 min (a) and 180 min (b). etch. 10 ml hno3 + 20 ml hcl + 30 ml glycerol a 33przegląd spawalnictwa 8/2013 podsu owanie wobec trudności metalurgicznych i technologicznych podczas spawania nowoczesnych stopów na osnowie faz międzymetalicznych z układów ti-al, ni-al i fe-al, zastępujących w wielu zastosowaniach „klasyczne” stopy tytanu i niklu, twarde lutowanie dyfuzyjne jest alternatywną, korzystną technicznie metodą ich łączenia. przeprowadzone dotychczas badania w tym zakresie z zastosowaniem spoiw niklowych, miedzianych, srebrnych itp. wykazały, że największą wytrzymałość uzyskuje się dla krótszych czasów lutowania. złącza takie charakteryzują się jednak stosunkowo małą żaroodpornością. z kolei złącza uzyskane dla długich czasów wytrzymania, poddane przemianom dyfuzyjnym i charakteryzujące się w ich efekcie strukturą złożoną z żaroodpornych, wyżej topliwych, lecz kruchych faz, wykazują dużą żaroodporność i stosunkowo małą wytrzymałość. w niektórych publikacjach, zwłaszcza dotyczących lutowania stopów na osnowie faz ni-al, aspekt wytrzymałości połączeń był wręcz pomijany [18÷21]. wśród prowadzonych dotychczas badań materiałowo-technologicznych w tym zakresie na uwagę zasługują wyniki badań wykonanych w instytucie spawalnictwa w gliwicach. dotyczyły one lutowania twardego (wysokotemperaturowego) dyfuzyjnego stopów na osnowie faz międzymetalicznych ti-al, ni3al oraz fe3al spoiwami b-ag72cu-780, cu, al, b-cu95ni – 1085/1120 oraz b-cu90ni – 1100/1140. badania te potwierdziły w dużej mierze przedstawione powyżej spostrzeżenia, uzupełniając przyczyny obniżenia wytrzymałości połączeń dyfuzyjnych, uzyskanych przy stosowaniu długich czasów prowadzenia procesu, o pustki kirkendalla. pozwala to wnioskować, że dobór temperaturowo-czasowych parametrów lutowania dla poszczególnych przypadków zastosowań przedmiotowych stopów na osnowie aluminidków powinien wynikać z wymagań dotyczących żaroodporności i żarowytrzymałości połączeń. literatura [1] praca zbiorowa pod red. z. bojara i w. przetakiewicza: materiały metalowe z udziałem faz międzymetalicznych. bel studio, warszawa 2006. [2] szkliniarz w.: stopy na osnowie faz międzymetalicznych z układu ti-al. wydawnictwo politechniki śląskiej, gliwice 2007. [3] ward-close c.m., minor r., doorbar p.j.: intermetallic – matrix composites – a review intermetalics 4, 1996, s. 217-229. [4] baeslack w.a., mascorella t.j., kelly t.j.: weldability of titanium aluminide. welding journal nr 10, 1989, s. 483s-498s. [5] shine r.k., wu s.k., chen s.y.: infrared brazing of tial intermetallic using b-ag8 braze alloy. acta materialia nr 51/2003, s. 1991-2004. [6] he p., feng j.c., zhou h.: microstructure and strength of brazed joints of ti3al – base alloy with nicrsib. materials characterization nr 4-5/2004, s. 309-318. [7] he p., feng j.c., zhou h.: microstructure and strength of brazed joints of ti3al – base alloy with tizrnicu. materials science and engineering a392, 1-2/2005, s. 81-86. [8] he p., feng j., zhou h.: microstructure and strength of brazed joints of ti3al – base alloy with cu-p filler metal. j. mater. sci. technol., vol. 21, nr 4, 2005, s. 493-498. [9] shiue r.k., wu s.k., chen s.y.: infrared brazing of tial using al-based alloys. intermetallics 11, 2003, s. 661-671. [10] gale w.f.: applying tlp bonding to the joining of structural intermetallic compounds. journal of metals nr 2/1999, s. 49-52. [11] winiowski a., różański m.: diffusive brazing of titanium and its alloys with alumininum in the tial phase matrix. welding international. vol.25, nr 5, 2008, s. 104-110. [12] mirski z., różański m.: diffusion brazing of titanium aluminide alloy based on tial. archive of civil and mech. eng. vol. 13, no. 3/2013. [13] david s.a., jemian w.a., liu c.t., horton j.a.: welding and weldability of nickel iron aluminides. welding journal nr 1, vol. 64 1985, s. 22s-28s. [14] adamiec j., sozańska m., lasertowa m., hyspecka l.: makro i mikrostruktura połączeń spajanych stopu ni3al z niklem wykonanych wiązką elektronów. inżynieria mater. nr 4, 2004. [15] adamiec j., grabowski a., lisowski a.: joining of an ni-al alloy by means of laser beam welding. proceedings of spie the international society for optical engineering, 2002. [16] włosiński w., jakubowski j., krajewski a., woźniczka m.: zgrzewanie dyfuzyjne stopów na bazie nial i ni3al ze stalą st3s. przegląd spawalnictwa nr 2-3, 2005. [17] włosiński w., chmielewski t., kucharczyk m.: spajanie tarciowe stopów nial i feal ze stalą węglową st3s. przegląd spawalnictwa nr 1, 2004. [18] gale w.f.: diffusion brazing of advanced materials. mat. międzynarodowego kolokwium „brazing high temperature brazing and diffusion welding”, achen, 1995, s. 7-11. [19] gale w.f., guan y.: transient liquid phase bonding in the nial/cu/ni system – a microstructural investigation. metallurgical and materials trans. a, vol. 27a, nr 11, 1996, s. 36213629. [20] yang t.y., wu s.k., shiue r.k.: interfacial reaction of infrared brazed nial/al/nial and ni3al/al ni3al joints. intermetallics 9, 2001, s. 341-347. [21] orel s.v., parous l.c., gale w.l.: diffusion brazing of nickel aluminides. welding journal, nr 9, 1995, s. 319s – 324s. [22] winiowski a., różański m.: brazing of alloys based on intermetallic phase ni3al. metallic materials, vol.51, nr 2, 2013. [23] li z., shiue r.k., wu s.k.: infrared brazing fe3al intermetallics using the cu filler metal. intermetallics 18, 2010, s. 422-428. [24] shiue r.k., wu s.k., lee y.l.: transient microstructure evolution of infrared brazed fe3al intermetallics using aluminium foil. intermetallics 13, 2005, s. 818-826. [25] shiue r.k., wu s-k., li i-h.: infrared brazing of fe3al intermetallic compound using gold-based braze alloy. gold bull, 2011,44-49-56; doi 10.1007/s13404-011-0007-8. springer. s. 49-56. [26] lee y.l., shiue r.k., wu s.k.: the microstructural evoluation of infrared brazed fe3al by bni-2 braze alloy. intermetallics 11, 2003, s.187-195. [27] różański m., winiowski a.: lutowanie twarde stopów na osnowie faz międzymetalicznych typu fe-al. sprawozdanie z pracy badawczej is nr cc-53/1 (st-307/1), 2012. 201310_pspaw_fg98.pdf 54 przegląd spawalnictwa 10/2013 krzysztof skrzyniecki paweł cegielski andrzej kolasa paweł kołodziejczak metoda oceny stabilności układu łuk – urządzenie zasilające na podstawie przebiegów prądowo-napięciowych method of welding power supply – arc system   stability assessment based on voltage-current   waveforms inż zy zto sk zynie ki d inż paweł ce ie ki d a inż and ze o a a o p d inż paweł ołodzie zak – politechnika warszawska. a t a t the physical phenomena taking place in the arc column during various processes of mag and mig welding depend on both the welding conditions and the electrical parameters of power source–arc system. this paper presents a new method of an assessment of the stability of welding power supply–arc system based on voltage – current waveforms recorded during welding process. transformations of the recorded waveforms assorted properly with the type of power supply and the kind of mag welding process allows for acquiring information concerning any disturbances occurring in the welding circuit that might caused particular weld imperfections. in order to verify the proposed method a number of experiments has been carried on under controlled, artificially simulated disturbances of a welding process with simultaneous registration of current-voltage waveforms and pictures of the metal transfer modes across the arc column with the use of high-speed camera. st e z zenie zjawiska fizyczne zachodzące w łuku podczas spawania różnymi odmianami metody mag zależą między innymi od parametrów elektrycznych układu źródło zasilania – łuk. w artykule przedstawiono nową metodę badań i oceny stabilności układu źródło zasilania – łuk na podstawie zarejestrowanych przebiegów prądowo–napięciowych. na drodze odpowiednich przekształceń, ściśle dostosowanych do konstrukcji badanego źródła zasilającego oraz odmiany metody mag, możliwe jest uzyskanie cennych informacji charakteryzujących badany obwód, w tym np. pozwalających na identyfikację zakłóceń towarzyszących spawaniu, które w konsekwencji mogą doprowadzić do powstania niezgodności spawalniczych w złączu. w celu weryfikacji metody prowadzono badania w warunkach kontrolowanych, sztucznie wywoływanych zakłóceń przebiegu procesu z równoczesną rejestracją prądu spawania, napięcia łuku oraz obrazu przestrzeni łukowej z wykorzystaniem szybkiej kamery. t badanie stabilności układu źródło zasilania – łuk na podstawie zarejestrowanych przebiegów prądowo–napięciowych może, metodą odpowiednich przekształceń, dostarczyć cennych informacji charakteryzujących badany obwód. jednym z perspektywicznych obszarów praktycznego zastosowania może być monitorowanie procesu spawania połączone z automatyczną identyfikacją zakłóceń, które mogą doprowadzić do powstania niezgodności spawalniczych w złączu. w ten sposób, zamiast choćby części konwencjonalnych badań już wykonanych połączeń, możliwe byłoby podjęcie działań korekcyjnych jeszcze w czasie spawania lub działań naprawczych ale w miejscach wstępnie zidentyfikowanych przez system monitorujący. 55przegląd spawalnictwa 10/2013 w zakładzie inżynierii spajania politechniki warszawskiej podjęto próbę opracowania nowych, możliwie obiektywnych metod badawczych i kryteriów oceny zarówno stabilności procesu spawania, jak i właściwości stosowanych urządzeń zasilających łuk. w wyniku szeregu przekształceń, ściśle dostosowanych do konstrukcji badanego źródła zasilającego oraz odmiany metody mag, możliwe stało się uzyskanie takich informacji charakteryzujących badany obwód, które umożliwiają identyfikację zakłóceń towarzyszących spawaniu, mogących doprowadzić do powstania niezgodności spawalniczych w złączu. w celu weryfikacji metody prowadzono badania w warunkach kontrolowanych, sztucznie wywoływanych zakłóceń przebiegu procesu z równoczesną rejestracją prądu spawania, napięcia łuku oraz obrazu przestrzeni łukowej z wykorzystaniem szybkiej rejestracji [3, 6]. w badaniach korzystano z wcześniej opracowanego i zbudowanego specjalistycznego stanowiska badawczego z komputerową rejestracją parametrów prądowo–napięciowych [1, 2, 5, 7]. w artykule szerzej omówiono zastosowane algorytmy i przekształcenia rejestrowanych sygnałów prądowo–napięciowych, odniesione do napawania łukowego wybranymi odmianami metody mag. przedstawione w niniejszym artykule wyniki prac badawczych i konstrukcyjnych otrzymano podczas realizacji pracy naukowej finansowanej ze środków budżetowych na naukę w latach 2010–2013 jako projekt badawczy [4]. sy temy monito e awanie na rynku można znaleźć komercyjne rozwiązania umożliwiające monitorowanie wybranych parametrów procesu spawania oraz porównywanie ich z założonymi poziomami tolerancji, przekroczenie których może być sygnałem do podjęcia odpowiednich działań korekcyjnych zgodnie z wymaganiami wps. z oczywistych względów algorytmy stosowane w tego typu systemach nie są ujawniane. ich wspólną cechą jest zbieranie i analiza sygnałów, które dla poprawnie, stabilnie przebiegającego procesu powinny pozostawać w zakresie tolerancji, a odchyłki od stałego poziomu poza granice tolerancji stanowią informację o potencjalnym zaburzeniu procesu. jeżeli obserwowane parametry zmieniają się w trakcie procesu lub cechują się dużymi rozrzutami poprawnych wartości, niezbędne są dodatkowe filtry, które wygładzą przebieg, zbliżając je do formy ułatwiającej ocenę. filtrowanie powoduje jednak utratę części danych, zawierających cenne informacje o przebiegu i jakości procesu. poniżej omówiono kilka systemów monitorujących [8]. e d ata onito (wdm) firmy abb korzysta z narzędzi do automatycznej analizy wzorców spawania w korelacji z położeniem elektrody i pozycją spawania. zastosowany algorytm porównuje charakter rejestrowanego przebiegu z bazowym wzorcem odpowiednim dla danego procesu. wzorzec uzyskiwany jest na podstawie przechowywanych danych z przebiegów otrzymanych podczas wykonywania kilku spoin referencyjnych. system może monitorować do aż czterech wejść analogowych lub grupowych, nazywanych dalej kanałami pomiarowymi. dane, zebrane dla każdego kanału, są przechowywane w plikach na dysku twardym. zazwyczaj dwa kanały zarezerwowane są do rejestracji przebiegów napięcia łuku i prądu spawania, a dwa dodatkowe kanały pomocnicze są przeznaczone dla parametrów takich jak np.: prędkość posuwu drutu elektrodowego, wydatek gazu osłonowego lub moment obrotowy silnika posuwu uchwytu elektrody. zakres zastosowań pakietu wdm może być wyznaczony jedynie na podstawie testów empirycznych, podczas wykonywania złączy produkcyjnych, z użyciem konkretnego osprzętu spawalniczego, a jego wyniki w dużej mierze są uzależnione od jakości rejestrowanych sygnałów pomiarowych oraz od jakości przebiegu samego procesu. zastosowanie systemu wdm dotyczy trzech podstawowych odmian procesu mig/mag: – k nat y kowy dostarcza idealnych danych dla systemu, które pozwalają wykryć i bardzo małe odchyłki parametrów procesu od wartości referencyjnych. sygnały pomiarowe mogą być zbierane bezpośrednio z systemów sterowania zasilaczami spawalniczymi, bez konieczności instalowania dodatkowych czujników. – p o e awania ze zwarciowym przechodzeniem metalu jest trudny do monitorowania ze względu na duże wahania rejestrowanych sygnałów, zarówno prądu, jak i napięcia. w tym przypadku konieczne jest zastosowanie dodatkowych, zewnętrznych układów, odpowiednio filtrujących rejestrowane dane. – p o e awania łukiem zasilanym prądem pulsującym może również być monitorowany w celu wykrywania zakłóceń. dane muszą być jednak wystarczająco odfiltrowane, aby wygładzić przebiegi prądu i napięcia pomiędzy poziomami maksymalnymi i minimalnymi impulsu. jeżeli dane dostarczane przez spawalnicze źródło energii nie są odpowiednio filtrowane, niezbędne jest zastosowanie zewnętrznych układów filtrujących. re e t ato a amet w awania rps firmy somar służy do monitorowania i rejestracji parametrów spawania wszystkimi podstawowymi metodami łukowymi. rejestrator nie wymaga dodatkowych, zewnętrznych czujników do monitorowania parametrów podstawowych. dane pobierane są bezpośrednio z układów pomiarowych i sterowniczych urządzenia spawalniczego poprzez dostępny interfejs komunikacyjny (can, rs-232, rs-422/485). standardowo monitorowane są następujące parametry: natężenie prądu spawania, napięcie łuku elektrycznego, prędkość podawania drutu elektrodowego i objętościowe natężenie przepływu gazu osłonowego. dodatkowo rejestrator może być dostosowany do 56 przegląd spawalnictwa 10/2013 zbierania innych danych przesyłanych kanałem komunikacyjnym. zainstalowane oprogramowanie rpsreader służy do odczytu, wizualizacji, przetwarzania, analizy oraz archiwizacji danych. funkcje programu rpsreader umożliwiają : – prowadzenie kartotek urządzeń rejestrujących, – czytanie danych z urządzeń przez ethernet, wifi oraz nośniki danych usb, – archiwizowanie danych na dysku komputera, – przeglądanie zebranych plików rejestracji, – sortowanie rejestracji w tabelach zbiorczych, – przeglądanie poszczególnych plików rejestracji na wykresach czasowych, – tworzenie rejestru technologicznych instrukcji spawania (wps), – prowadzenie oceny wstępnej na podstawie przyporządkowanych do spoin instrukcji wps, – tworzenie raportów statystycznych z rejestrowanych parametrów spawania, w tym czasu pracy. kolejny system – e do 4000 firmy esab, przeznaczony jest do monitorowania, wizualizacji oraz archiwizacji parametrów procesu. połączenie z urządzeniem spawalniczym odbywa się za pomocą magistrali wymiany danych. konstrukcja urządzenia spawalniczego określa, jakie ustawienia i sygnały mogą być rejestrowane. urządzeniom można nadawać indywidualne nazwy w celu lepszej identyfikacji zarejestrowanych parametrów i ich dopuszczalnych zakresów zgodnie z instrukcjami wps. w przypadku spawania wielościegowego można zdefiniować przerwy czasowe w rejestracji parametrów, odpowiadające harmonogramowi wykonywania ściegów. ma to na celu uniknięcie błędów spowodowanych wykrywaniem przekroczenia założonych limitów, podczas gdy proces spawania nie odbywa się w przerwach pomiędzy ściegami. sy tem monito owania o e awania arca ent firmy impact welding zaprojektowany został w celu monitorowania, w czasie rzeczywistym, przebiegu spawania łukowego. wykorzystuje czujniki wbudowane w monitorowany sprzęt spawalniczy. sygnały zebrane z czujników porównywane są z założonymi tolerancjami, dobranymi do każdego procesu. system pozwala wykrywać niestabilności procesu, zanim wpłyną one na jakość wyrobu. w momencie wykrycia niestabilności lub przekroczenia przyjętego zakresu tolerancji system wysyła sygnał alarmowy, a nawet może zatrzymać proces. na bazie parametrów rejestrowanych przez system arcagent™ możliwa jest dalsza obróbka, wykorzystująca dodatkowe moduły funkcjonalne. moduł advanced weld signature™ analysis zawiera cztery dodatkowe algorytmy analizy monitorowanego procesu porównywanie z przebiegami wzorcowymi. może służyć zarówno do pomiarów, jak i wykrywania niestabilności oraz zakłóceń łuku. moduł cat porosity algorithm ma zdolność do wykrywania porowatości w monitorowanym złączu. odmiennie prezentuje się aplikacja a e e i ne firmy lincoln electric. umożliwia ona przede wszystkim graficzną edycję kształtów przebiegu natężenia prądu zasilającego łuk spawalniczy. wzorzec kształtu może być modyfikowany przez zmianę wybranych parametrów. istnieją oczywiście wzajemne relacje pomiędzy modyfikowanymi parametrami, nakładające na nie pewne ograniczenia. system pełni zatem rolę edytora kształtu impulsu, co wskazuje na jego istotne znaczenie dla przebiegu procesu, a zarazem spełnia funkcję monitorowania na zasadzie programowego oscyloskopu (arcscope). ma do tego celu czujniki wbudowane w spawalnicze urządzenie zasilające. pomiar może być uzupełniony o informacje nt. bieżących nastaw monitorowanego źródła zasilającego. jednak w odróżnieniu od możliwości edycyjnych, funkcje monitorujące są znacznie uproszczone i działają na bazie uśredniania parametrów przebiegu. a nki owadzenia ada program badań zakładał wykonanie szeregu napoin metodą mag, zarówno w warunkach normalnych (proces nie był zakłócany), jak i podczas sztucznie wywoływanych zakłóceń przebiegu procesu, z równoczesną rejestracją prądu spawania, napięcia łuku oraz obrazu przestrzeni łukowej z wykorzystaniem szybkorejestrującej kamery. spawano różnymi odmianami metody mag (konwencjonalną bez pulsacji ze sterowaniem synergicznym, konwencjonalną bez pulsacji ze sterowaniem ręcznym, prądem pulsującym oraz odmianą niskoenergetyczną cmt), a także wykorzystując różne rodzaje źródeł zasilających (prostownik diodowy, źródła inwertorowe różnej generacji). szerzej omówiono to we wcześniejszych publikacjach [3, 6]. pomiar napięcia realizowano indukcyjnym przetwornikiem prądowym t60404-n4644-x053 firmy vacumschmelze o zakresie pomiarowym do 500 a, częstotliwości przenoszenia 50 khz i przełożeniu 1:2000. do pomiaru napięcia wykorzystano specjalistyczny przetwornik lem cv 3 – 200 o zakresie pomiarowym 200 v, częstotliwości przenoszenia 300 khz i współczynniku przełożenia 1:20. dodatkowo zastosowano indywidualnie dobierane dzielniki napięcia, mające na celu dopasowanie sygnałów pomiarowych do zakresu dostępnego dla karty pomiarowej. sygnały napięciowe zebrane z obydwu czujników rejestrowano przez kartę pomiarową ni pci-6251 i zapisywano, w celu przyśpieszenia działania programu, w postaci nieprzetworzonej. karta umożliwiała rejestrację 16 wejść analogowych z częstotliwością do 1 ms/s i 16-bitową rozdzielczością w zakresie do 10 v. t na o ka dany pierwszym etapem, obróbki zarejestrowanych danych było ich przeskalowanie w celu uzyskania rzeczywistych wartości prądu oraz napięcia. zastosowano 57przegląd spawalnictwa 10/2013 odwzorowanie liniowe reprezentowane wzorami: i(t) = 100 • vi (t) (1) u(t) = 30 • vu (t) (2) gdzie: i(t) – rzeczywista wartość prądu; u(t) – rzeczywista wartość napięcia; vi (t) – wartość napięcia z przetwornika prądu; vu (t) – wartość napięcia z przetwornika napięcia. ry 2 wyznaczone, rzeczywiste wartości prądu i napięcia i 2 the real, calculated values of current and voltage ry 1 sygnały napięciowe z przetworników prądu i napięcia i 1 voltage and current signals recorded with the use of transducers na rysunkach 1 i 2 przedstawiono zarejestrowane sygnały napięciowe z przetworników prądu i napięcia oraz ich wartości wyznaczone na drodze przekształcenia. otrzymane wyniki zostały następnie poddane procesowi filtrowania dolnoprzepustowego, mającego na celu usunięcie z przebiegów efektów przełączeń tranzystorów (dotyczy badań zasilaczy z wewnętrznymi układami kluczującymi, np. źródeł inwertorowych). dodatkowo, przebieg prądu ograniczono, eliminując wartości zerowe. w późniejszych obliczeniach rezystancji dynamicznej wartość prądu umieszczano w mianowniku, a więc wartości zerowe uniemożliwiałyby prawidłowe kalkulacje. zwarcie jarzenie wydłużony łuk [0, 0.1) [0.1, 0.2] (0.2, ∞) ta i a i zakres oporności chwilowej odpowiadający fazom cyklu przechodzenia materiału w łuku, om ta e i applied resistance ranges for different phases of the cycle of metal transition in the arc, ohm yzna zanie wyk e w wa to i k te zny dalszego przetwarzanie danych umożliwiło wyznaczenie wartości skutecznych zarejestrowanych sygnałów, osobno dla momentów zwarcia i dla fazy jarzenia się łuku. jako wyznacznik, odróżniający stan zwarcia od jarzenia łuku, przyjęto wartość rezystancji chwilowej. poziom progu rozróżniającego wytypowano dla każdej z odmian spawania mag (a także konstrukcji badanego źródła) na etapie badań wstępnych. przedstawiono to na przykładzie spawania metodą cmt. wartość oporności chwilowej wyznaczono z prawa ohma (3): r(t) = u(t) (3) i(t) gdzie: r(t) – chwilowa wartość oporności; u(t) – chwilowa wartość napięcia; i(t) – chwilowa wartość prądu. szczegółowe przekształcenia prowadzono oddzielnie dla każdej z badanych odmian spawania mag, m.in. ze względu na odmienny charakter rejestrowanych przebiegów [3, 6]. wspólnym elementem przekształceń był podział przebiegu na przedziały czasowe odpowiadające fazom przechodzenia materiału w łuku spawalniczym, przeprowadzony na podstawie analizy poziomu oporności chwilowej. tak wyznaczone przedziały stanowiły podstawę do wyznaczenia wartości skutecznych dla prądu i napięcia. wyodrębnione zostały trzy fazy: zwarcia, jarzenia łuku oraz wydłużonego łuku. w obrębie każdej z nich wyznaczono wartości skuteczne prądu i napięcia dla wszystkich cykli, a następnie naniesiono je na wykresy. przykładowe zestawienie wartości skutecznych, wyznaczonych osobno dla poszczególnych, wybranych faz cyklu przechodzenia materiału w łuku, przedstawiono na rysunkach 3 i 4, na przykładzie analizy sygnałów zarejestrowanych podczas spawania odmianą cmt ( cold metal transfer). pod mowanie w wyniku opisanych w tym artykule badań oraz ich wyników potwierdzono wysoką przydatność opracowanego i wykonanego w zis pw układu pomiarowego z aplikacją pomiarowo-rejestrującą w środowisku labview. potwierdzono także skuteczność nowej metodyki wyodrębniania wartości skutecznych zarejestrowanych przebiegów prądowo – napięciowych w poszczególnych fazach jarzenia się łuku i przechodzenia kropli ciekłego metalu do jeziorka. konieczne okazało się stworzenie algorytmów zarówno dla poszczególnych odmian spawania metodą mag, jak i konstrukcji źródeł zasilających. dalsze prace mają doprowadzić do stworzenia szczegółowego katalogu metod przekształcania oraz sposobów ich interpretacji, m.in. pod kątem identyfikowania niezgodności spawalniczych. 58 przegląd spawalnictwa 10/2013 w id ok o ra z pr of il na po in y jednostajnie skracana długość wolnego wylotu n ap ię ci e w fa zi e w yd łu żo ne go łu ku n ap ię ci e w fa zi e z w ar ci a ry 4 zestawienie wykresów wartości skutecznych podczas symulowanego skrócenia długości wolnego wylotu, spawanie odmianą cmt. przebiegi odniesiono do próby wzorcowej, niezakłóconej. i 4 rms values of current and voltage for the test with decreasing the distance between the welding torch contact tube tip and the welded plate, cmt welding. waveforms compared with reference signal recorded for welding free of disturbances. w id ok na po in y zanik gazu osłonowego p rą d w fa zi e w yd łu żo ne go łu ku n ap ię ci e w fa zi e w yd łu żo ne go łu ku n ap ię ci e w fa zi e ja rz en ia łu ku ry 3. zestawienie wykresów wartości skutecznych podczas symulowanego zaniku gazu osłonowego, spawanie odmianą cmt. przebiegi odniesiono do próby wzorcowej, niezakłóconej i 3 rms values of current and voltage for the test with sudden lack of shielding gas, cmt welding. waveforms compared with reference signal recorded for welding free of disturbances lite at a [1] cegielski p., kolasa a., skrzyniecki k., kołodziejczak p.: komputerowy system do badań właściwości statycznych i dynamicznych źródeł energii elektrycznej do spawania łukowego. przegląd spawalnictwa 1/2012, s. 3-9. [2] cegielski p., kolasa a.: komputerowy system do badań właściwości statycznych i dynamicznych spawalniczych źródeł energii elektrycznej. prace naukowe politechniki warszawskiej, mechanika, zeszyt 215, warszawa 2006, str. 135-149. [3] cegielski p., skrzyniecki k., kolasa a., kołodziejczak p.: badanie stabilności układu łuk – urządzenie zasilające w warunkach symulowanych zakłóceń procesu spawania metodą mag. przegląd spawalnictwa 4/2013, s. 18-27. [4] projekt badawczy ministra nauki i szkolnictwa wyższego nr n n503 206339 pt. badanie zależności pomiędzy zjawiskami zachodzącymi w łuku spawalniczym w różnych odmianach metody mag a parametrami elektrycznymi układu łuk – urządzenie spawalnicze. kierownik: prof. nzw. dr hab. inż. andrzej kolasa. [5] skrzyniecki k., cegielski p., kolasa a., kołodziejczak p.: charakterystyki statyczne nowoczesnych urządzeń do spawania łukowego. przegląd spawalnictwa 1/2013. [6] skrzyniecki k., kołodziejczak p., cegielski p., kolasa a.: experimental studies on stability of power source – arc system of mag welding processes. proceedings of the annual session of scientific papers, vol. xii, imt oradea 2013, rumunia, 30 may 01 june 2013, s. 227-230. [7] skrzyniecki k., krajewski a., cegielski p., hudycz m., kolasa a.: zastosowanie wirtualnych przyrządów pomiarowych do badania urządzeń i procesów spawalniczych. prace naukowe politechniki warszawskiej, mechanika, zeszyt 229, warszawa 2009, s. 115-124. [8] materiały informacyjne firm: abb, esab, lincoln electric, impact welding. 201304_pspaw_ki8o.pdf 9przegląd spawalnictwa 4/2013 aneta ziewiec janusz stępiński edmund tasak mikrostruktura połączeń różnorodnych stali 17-4ph ze stopami niklu microstructure of disimilar joints of 17-4ph steel  and nickel alloys dr inż. aneta ziewiec, dr inż. janusz stępiński, prof. dr hab. inż. edmund tasak – agh akademia górniczo-hutnicza, kraków. streszczenie łączenie materiałów róźnorodnych ma duże znaczenie w przemyśle lotniczym i nuklearnym. wykonano połączenia różnorodne inconel 625 – stal 17-4ph, inconel 750 – stal 17-4ph metodą spawania plazmowego. przeprowadzono badania mikrostruktury spoin za pomocą mikroskopu świetlnego i skaningowego, wykonano pomiary twardości w spoinie, strefie wpływu ciepła i materiale rodzimym. badania wykazały, że metoda spawania plazmowego przy zastosowaniu odpowiednich parametrów spawania może być także stosowana przy otrzymywaniu połączeń różnorodnych stali 17-4ph ze stopami niklu. abstract the joining of the dissimilar materials is very important in the aerospace and nuclear industry. the dissimilar joints of inconel 625 – steel 17-4ph, inconel 750 – steel 17-4ph were the plasma arc welded. the microstructure of the welds were studied using light microscopy and scanning electron microscopy. hardness measurements of the weld, heat affected zone and base material were carried out. it was found that the plasma arc welding method using the suitable welding parameters may be also applied during the preparation of the dissimilar joints between 17-4ph steel and nickel alloys. wstęp wraz z rozwojem wielu gałęzi przemysłu wzrasta zapotrzebowanie na materiały metaliczne o szczególnych właściwościach [1÷4]. rozwój bardzo istotnego w naszych czasach przemysłu energetycznego pociąga za sobą nie tylko konieczność coraz częstszego stosowania materiałów odpornych na działanie różnych środowisk korozyjnych, ale także łączenia ich ze sobą. materiały te często muszą zachowywać swoje właściwości również podczas eksploatacji w wysokiej temperaturze. zarówno stopy niklu, takie jak inconel 625 czy inconel 750, jak i stal 17-4ph spełniają te wymagania. ze względu na różne wymagania stawiane częściom elementów konstrukcyjnych, może okazać się konieczne wykonywanie połączeń różnorodnych z udziałem tych metali. połączenia różnorodne omawianych materiałów mogą znaleźć zastosowania w rafineriach, wymiennikach ciepła, energetyce, przemyśle chemicznym, nuklearnym, spożywczym, czy też przy budowie silników odrzutowych i rakietowych. łączenie różnych metali ma szczególne znaczenie w lotnictwie i energetyce [5]. połączenia różnorodne prawie zawsze powodują zmiany w mikrostrukturze, co może wpływać na pogorszenie właściwości mechanicznych materiałów. chociaż zarówno stop inconel 625, inconel 750, jak i stal 17-4ph są często stosowane i spawane pojedynczo [6], to jednak niewiele jest dostępnych informacji o połączeniach różnorodnych inconelu 625, czy też 750, ze stalą nierdzewną 17-4ph [5]. dlatego też w niniejszej pracy skupiono się na badaniu mikrostruktury takich połączeń. materiał i procedura badań w badaniach wykorzystano ze stali 17-4ph i stopów inconel 625 oraz inconel 750 o wymiarach 65x25x1 mm. skład chemiczny materiałów podstawowych do badań przedstawiono w tablicach i÷iii. 10 przegląd spawalnictwa 4/2013 w blaszkach ze stali 17-4ph wycięto szczelinę szerokości ok. 1 mm, w którą wsunięto blaszki ze stopów inconel i następnie pospawano je metodą plazmową bez materiału dodatkowego. parametry procesu przedstawiono w tablicy iv, a widok próbek po spawaniu na rysunku 1. po spawaniu próbki zostały pocięte na cztery części i poddane badaniom przy użyciu mikroskopu świetlnego, sem, badaniom rentgenowskim oraz wykonano pomiary twardości. do badań mikrostruktury próbki zostały wyszlifowane ręcznie oraz wypolerowane mechanicznie z użyciem diamentowej pasty ściernej. tak przygotowane próbki poddano trawieniu elektrolitycznemu w 10% wodnym roztworze cro3. pozwoliło to ujawnić mikrostrukturę stopów inconel. w celu ujawnienia mikrostruktury stali 17-4ph wykonano dodatkowe trawienie w odczynniku vilella. analiza optyczna została przeprowadzona na mikroskopie świetlnym leica, a obraz zarejestrowano sprzężoną z mikroskopem kamerą cyfrową. próbki do badań na skaningowym mikroskopie elektronowym (sem) zostały dodatkowo mocniej wytrawione elektrolitycznie w 10% wodnym roztworze cro3. badania przeprowadzono na mikroskopie skaningowym stereoscan 120. pomiary twardości próbek wykonano twardościomierzem vickersa. pomiary przeprowadzono w poprzek spoiny, swc i materiału rodzimego, stosując obciążenie 49 n. odległość między pomiarami wyniosła ok. 0,5 mm. wyniki badań mikrofotografie omawianych próbek ukazały mikrostrukturę różnych obszarów wykonanych połączeń spawanych. na rysunku 2 przedstawiono materiały rodzime stopów inconel 625 i inconel 750 oraz stali 17-4ph. badany stop inconel 625 charakteryzuje się mikrostrukturą austenityczną z charakterystycznymi granicami bliźniaczymi (rys. 2a). inconel 750 ma również strukturę austenityczną. na mikrofotografii widoczne są wtrącenia niemetaliczne usytuowane wzdłuż kierunku walcowania (rys. 2b). stal 17-4ph ma mikrostrukturę martenzytyczną (rys. 2c). tablica i. skład chemiczny stali 17-4ph table i. chemical composition of the 17-4ph steel pierwiastek c cr ni cu si mn nb fe % wag. 0,06 16,5 4 3,4 0,6 0,6 0,3 reszta tablica ii. skład chemiczny inconelu 625 table ii. chemical composition of the inconel 625 pierwiastek ni cr fe mo nb c mn si al ti co % wag. 58 22 5 9 3,4 0,1 0,4 0,4 0,3 0,4 1 tablica iii. skład chemiczny inconelu 750 table iii. chemical composition of the inconel 750 pierwiastek ni cr fe nb c mn si cu al ti co % wag. 70 15 7,9 1 0,08 1 0,5 0,5 0,7 2,25 1 tablica iv. parametry procesu spawania table iv. welding process parameters gaz plazmowy ar, przepływ 0,3 l/min gaz osłonowy ar + he, przepływ 9 l/min natężenie prądu 6÷11 a rys. 1. próbki po spawaniu: a) połączenie różnorodne stali 17-4ph ze stopem inconel 625, b) połączenie różnorodne stali 17-4ph ze stopem inconel 750 fig. 1. the appearance of the samples after welding: a) dissimilar joint of the 17-4ph steel and inconel 625, b) dissimilar joint of the 17-4ph steel and inconel 750 rys. 2. mikrostruktura materiału rodzimego: a) inconel 625, b) inconel 750, c) stal 17-4ph fig. 2. microstructure of the base metal: a) inconel 625, b) inconel 750, c) 17-4ph steel a) b) c) 11przegląd spawalnictwa 4/2013 na rysunku 3 przedstawiono strukturę połączeń między inconelem 625 a stalą 17-4ph oraz inconelem 750 a stalą 17-4ph. w połączeniach spawanych plazmowo zaobserwowano częściowy brak przetopu. spoina w połączeniu inconel 625 – stal 17-4ph wykazuje strukturę austenityczną komórkowo-dendrytyczną (rys. 4). pomiędzy materiałem rodzimym inconel 625 a spoiną zachodzi krystalizacja epitaksjalna. w połączeniu inconel 750 – stal 17-4ph przy linii wtopienia pomiędzy stalą 17-4ph a spoiną można zaobserwować płaski front krystalizacji (rys. 5). spoina ma strukturę austenityczną komórkowo-dendrytyczną, przy czym ramiona dendrytów są mniej rozbudowane niż w przypadku złącza inconel 625 – stal 17-4ph (rys. 6). w mikrostrukturze strefy wpływu ciepła stopu inconel 625 i inconel 750 nie zaobserwowano istotnych zmian w porównaniu do materiału rodzimego. na całej długości próbki widoczna jest struktura austenityczna. wyraźne różnice występują w strukturze strefy wpływu ciepła w stali 17-4ph wraz z oddalaniem się od spoiny w kierunku materiału rodzimego (rys. 7). w czasie spawania stali 17-4ph w strefie wpływu zachodzą przemiany fazowe. bezpośrednio przy linii wtopienia występuje gruboziarnisty ferryt δ, który przy chłodzeniu przemienia się w austenit, a poniżej temperatury ms w martenzyt. w strukturze obok martenzytu mogą pozostać niewielkie ilości nieprzemienionego ferrytu δ. w niższych temperaturach występuje obszar nagrzany podczas spawania do zakresu austenit + ferryt δ. ferryt δ występuje w postaci siatki na granicach ziaren i przy szybkim ponownym chłodzeniu nie ulegnie przemianie w austenit i potem w martenzyt. w strukturze będzie widoczny martenzyt z siatką ferrytu na granicach ziaren. w dalszej odległości od spoiny występuje obszar nagrzany podczas spawania do zakresu istnienia austenitu. po ochłodzeniu w strukturze będzie rys. 3. połączenia spawane plazmowo: a) między inconelem 625 a stalą 17-4ph, b) między inconelem 750 a stalą 17-4ph fig. 3. the appearance of the samples after plasma welding: a) dissimilar joint of the 17-4ph steel and inconel 625, b) dissimilar joint of the 17-4ph steel and inconel 750 a) b) rys. 4. połączenie inconel 625 – stal 17-4ph. linia wtopienia pomiędzy inconelem 625 i spoiną. widoczna struktura komórkowo -dendrytyczna w spoinie fig. 4. welded joint between inconel 625 and 17-4ph steel; the fusion line between inconel 625 and the weld; cellular-dendritic microstructure of the weld rys. 5. połączenie inconel 750 – stal 17-4ph. linia wtopienia między stalą 17-4ph a spoiną, widoczny płaski front krystalizacji oraz struktura komórkowo-dendrytyczna w spoinie fig. 5. inconel 750 – 17-4ph welded joint; the fusion line between 17-4ph steel and the weld, planar crystallization front and cellular-dendritic microstructure of the weld rys. 6. połączenie inconel 750 – stal 17-4ph. spoina, widoczny front komórkowo-dendrytyczny fig. 6. welded joint between inconel 750 and 17-4ph steel. the weld – appearance of the cellular-dendritic crystallization front rys. 7. stal 17-4ph, zmiany mikrostruktury w swc złącza spawanego plazmowo fig. 7. the 17-4ph steel, microstructure of the haz of the plasma weld 12 przegląd spawalnictwa 4/2013 rys. 8. analiza jakościowa zawartości pierwiastków w złączu inconel 625 – stal 17-4ph z zaznaczonymi miejscami analizy fig. 8. quantitative analysis of the elements in inconel 625 – 17-4ph welded joint; the analyzed areas are marked by capital letters a, b, c rys. 9. analiza jakościowa zawartości pierwiastków w złączu inconel 750 – stal 17-4ph wraz z zaznaczonymi miejscami analizy fig. 9. quantitative analysis of the elements in inconel 750 – 17-4ph welded joint; the analyzed areas are marked by capital letters a, b, c. występował martenzyt. obszar nagrzany do temperatury wyższej od ac1 będzie miał strukturę austenitu z martenzytem, a po ochłodzeniu – „świeżego” martenzytu na tle martenzytu odpuszczonego. badania jakościowe sem z obszarów zaznaczonych na rysunku 7 wykazały, że w spoinie połączenia inconel 625 – stal 17-4ph wraz z oddalaniem się od linii wtopienia w głąb spoiny pomiędzy stalą a spoiną wzrasta zawartość mo oraz ni. intensywność pików pochodzących od mo i ni w spoinie jest mniejsza niż w przypadku intensywności tych pierwiastków w stopie inconel 625 (rys. 8). świadczy to o dobrym wymieszaniu stopu inconel 625 ze stalą, chociaż stopień wymieszania nie jest jednakowy w całej spoinie. spoina w połączeniu inconel 750 – stal 17-4ph również nie jest jednorodna. w spoinie przy linii wtopienia pomiędzy stalą a spoiną obserwuje się niską zawartość ti i ni w porównaniu do stopu inconel 750 (rys. 9). w środku spoiny wyższe intensywności pików pochodzących od ti, ni oraz niższa intensywność piku pochodzącego od fe świadczą o większym stopniu wymieszania ze stopem inconel 750. w celu sprawdzenia, czy niejednorodność występująca w spoinie ma wpływ ma właściwości połączenia, przeprowadzono badanie twardości. wyniki pomiaru twardości wskazują, że spoiny w obu połączeniach charakteryzują się zauważalnie niższą twardością niż niklowy materiał rodzimy. różnice w twardościach spoin przy linii wtopienia i w środku spoiny w przypadku obu połączeń były mniejsze niż 4%. w połączeniu stal 17-4ph ze stopem inconel 625 średnia twardość spoiny wynosi ok. 206 hv, natomiast w próbce połączenia stal 17-4ph ze stopem inconel 750 ma wartość 151 hv. w przypadku inconelu 750 w obszarze swc zmierzono twardość 169 hv. stanowi to niewielki spadek względem twardości materiału rodzimego, która oscyluje w granicach 180 hv (rys. 10). w stopie inconel 625 mamy do czynienia z sytuacją odwrotną. w swc twardość gwałtownie rośnie, do 274 hv, a) b) c) a) b) c) 13przegląd spawalnictwa 4/2013 względem mierzonej w materiale rodzimym (ok. 220 hv). może być to spowodowane nagrzaniem materiału podczas spawania do temperatury z zakresu starzenia, co mogło prowadzić do wzrostu twardości. twardość w swc w stali 17-4ph w pobliżu linii wtopienia jest mniejsza niż twardość materiału rodzimego. może być to spowodowane nagrzaniem tego obszaru podczas spawania do wysokiej temperatury i rozpuszczeniem fazy umacniającej. najwyższą twardość zmierzono w odległości ok. 4,5 mm od linii wtopienia (rys. 11). w tym obszarze twardość wynosi 418 hv. rys. 10. zależność twardości od odległości od spoiny w stopach inconel 625 i inconel 750 fig. 10. dependence of the hardness as a function of distance from the welded joint for inconel 625 and inconel 750 rys. 11. zależność twardości od odległości od spoiny w stali 17-4ph fig. 11. dependence of the hardness as a function of distance from the welded joint for 17-4ph stee podsumowanie przeprowadzone badania mikroskopowe połączeń różnorodnych pozwoliły ustalić, że spoiny mają strukturę austenityczną komórkowo-dendrytyczną, przy czym w połączeniu inconel 750 – stal 17-4ph ramiona dendrytów są mniej rozbudowane niż w przypadku złącza inconel 625 – stal 17-4ph. w połączeniu inconel 750 – stal 17-4ph przy linii wtopienia pomiędzy stalą 17-4ph a spoiną można zaobserwować płaski front krystalizacji. badania jakościowe wykazały, że skład chemiczny spoiny zmienia się wraz z oddaleniem się od linii wtopienia. w spoinie połączenia inconel 625 – stal 17-4ph wzrasta zawartość mo oraz ni, natomiast w połączeniu inconel 750 – stal 17-4ph zwiększa się zawartość ti i ni. oznacza to, że spoina w tych połączeniach składa się w większym stopniu ze stopów niklu. różnice w twardości spoin przy linii wtopienia i w środku spoiny w przypadku obu połączeń były minimalne. w połączeniu stal 17-4 ph ze stopem literatura [1] nowacki j.: weldability of 17-4 ph stainless steel in centrifugal compressor impeller applications, journal of materials processing technology, vol. 157-158, poland, 2004, s. 578-583. [2] choudhury i. a., el-baradie m. a.: machinability of nickel-base super alloys: a general review, journal of materials processing technology, vol. 77, ireland, 1998, s. 278-284. [3] shiue r.k., wu s.k., shiue j.y.: infrared brazing of ti-6al4v and 17-4 ph stainless steel with (ni)/cr barrier layer(s), material science and engineering a, vol. 488, taiwan, 2008, s. 186-194. inconel 625 średnia twardość spoiny wyniosła ok. 206 hv, natomiast w połączeniu stal 17-4 ph ze stopem inconel 750 twardość spoiny przyjęła wartość 151 hv. zastosowana w badaniach procedura spawania plazmowego umożliwia otrzymanie połączeń różnorodnych stali nierdzewnej umacnianej wydzieleniowo ze stopami niklu inconel 625 i inconel 750. parametry procesu spawania plazmowego okazały się niewystarczające do otrzymania połączenia bez niezgodności spawalniczych. w obu przypadkach połączeń wystąpił brak przetopu, jednakże ta niezgodność spawalnicza nie dyskwalifikowała całego złącza spawanego. badania wykazały, że metoda spawania plazmowego może być także stosowana przy otrzymywaniu połączeń różnorodnych stali 17-4ph ze stopami niklu. przy zastosowaniu odpowiednich parametrów procesu można uzyskać złącze spawane o korzystnej mikrostrukturze. [4] madej m.: mikrostruktura i właściwości połączeń stali martenzytycznych umacnianych wydzieleniowo. projekt inżynierski, agh, kraków, 2013. [5] guoge z., candel r.s., seow h.p.: hng huey hoon microstructure of the interface of solid state difusion bond between inconel alloy 718 and 17-4 ph stainless steel. [6] ziewiec a., tasak e., czech j.: welded joint cracking in martensitic stainless steel precipitation-strengthened with copper, archives of metallurgy and materials, vol. 54, nr 4/2012. badania wykonano w ramach prac statutowych nr 11.11.110.156 ps 10 2015 www.pdf 10 przegląd spawalnictwa vol. 87 10/2015 analiza dokładności wyznaczenia położenia nieciągłości punktowych w badaniach ultradźwiękowych z wykorzystaniem głowic podwójnych the analysis of accuracy of determination of a point-type discontinuity position in ultrasonic testing using a double-transducer probe mgr inż. rafał kaczmarek – politechnika częstochowska, zakład spawalnictwa. autor korespondencyjny/corresponding author: rafal.kaczmarek133@gmail.com streszczenie artykuł dotyczy wykorzystania głowic podwójnych do wykrywania nieciągłości punktowych w ultradźwiękowej metodzie badań nieniszczących. przedstawiono wyniki badań świadczące o zróżnicowanej charakterystyce wiązki ultradźwiękowej w dwóch wzajemnie prostopadłych kierunkach. charakterystyka ta wpływa bezpośrednio na wyznaczenie położenia nieciągłości punktowych. badania wykazały, że wiązka ultradźwiękowa głowicy podwójnej o częstotliwości 4mhz posiada dwa maksima ciśnienia akustycznego nie pokrywające się z geometrycznym środkiem głowicy. nieznajomość tejże charakterystyki może skutkować popełnieniem znacznego błędu zarówno w odniesieniu do zlokalizowania nieciągłości, jak i jej oceny na podstawie kryteriów akceptacji zawartych w normach dotyczących badań ultradźwiękowych. słowa kluczowe: badania nieniszczące, badania ultradźwiękowe, głowica podwójna abstract the article concerns the use of double-transducer probes for detecting point-type discontinuities in the ultrasonic non-destructive test method. the results of studies demonstrate the different characteristic of the ultrasonic beam in two mutually perpendicular directions. the characteristic directly affects the determination of a position of a point-type discontinuity. studies have shown that the ultrasonic beam formed by double probe with 4 mhz frequency has two sound pressure maxima that do not coincide with the geometrical centre of the probe. unfamiliarity with the characteristic may result with committing a significant error both in relation with location of discontinuity, as well as its assessment on the basis of the acceptance criteria contained in the standards for ultrasonic testing. keywords: non destructive testing, ultrasonic testing, double transducer probe wstęp głowice podwójne fal podłużnych pozwalają na wykrywanie nieciągłości wewnętrznych w elementach o grubości do około 200 mm. stosowane są one do kontroli ultradźwiękowej odkuwek i odlewów, wykrywania rozwarstwień i pęknięć lamelarnych w blachach, a także badań złączy spawanych z powierzchni lica spoiny po uprzednim usunięciu nadlewu. ich zaletą jest bardzo mała a często praktycznie równa zeru strefa martwa. jest to spowodowane znaczną odległością między przetwornikami głowicy a jej powie rzchnią roboczą, skutkującą dużym opóźnieniem między momentem detekcji fali z przetwornika nadawczego a momentem wejścia fali do badanego elementu [1,2]. budowę głowicy podwójnej pokazano na rysunku 1. echo nieciągłości powstaje na skutek współdziałania nadajnika i odbiornika wtedy, gdy nieciągłość jest w zasięgu wiązki fal wysłanych z nadajnika, a wiązka fal odbitych trafia do odbiornika (rys. 1). rozkład czułości głowicy podwójnej jest specyficzny i zależy od kilku czynników: – kształtu i wielkości przetworników, – odległości między przetwornikami, – kąta nachylenia przetworników względem geometrycznej rafał kaczmarek osi głowicy, – długości linii opóźniających (odległości przetworników od powierzchni roboczej głowicy) [1]. należy zaznaczyć, że głowica podwójna – w przeciwieństwie do głowic pojedynczych z przetwornikiem okrągłym nie posiada symetrii obrotowej pola czułości, dlatego też rys. 1. schemat głowicy podwójnej fal podłużnych – przekrój prostopadły do płaszczyzny rozdziału fig. 1. a double-transducer longitudinal waves probe a section perpendicular to the plane of separation 11przegląd spawalnictwa vol. 87  10/2015 a) inna jest szerokość jej wiązki mierzona w kierunku prostopadłym do płaszczyzny rozdziału (tzn. izolacji akustycznej), niż w kierunku równoległym do płaszczyzny rozdziału. ponieważ przetworniki są zazwyczaj prostokątne, to pierwsza z przytoczonych wartości jest mniejsza, a druga większa. jak wykazały przedstawione poniżej wyniki badań, fakt ten ma duże znaczenie w kontekście dokładności wyznaczenia położenia nieciągłości punktowych. w pewnych przypadkach może mieć to znaczący wpływ na końcową ocenę kontroli jakości całego elementu badanego [3,4]. metodyka i wyniki badań badanie przeprowadzono przy pomocy defektoskopu usm 36 i głowicy podwójnej dl4r-6x20 nr 867964 o częstotliwości 4 mhz i wymiarach przetworników 6x20 mm. nieciągłość punktowa nr 1 w badanej próbce została wykonana poprzez nawiercenie otworu płaskodennego o średnicy 2 mm. znajdowała się ona na głębokości 29 mm w stosunku do powierzchni badania. szkic fragmentu próbki wraz z przyjętym sposobem pomiaru odległości x(1) przy wyznaczaniu obwiedni echa przedstawiono na rysunku 2. przeprowadzone badanie polegało na rejestracji przekroczenia decybelowego δv względem krzywej dgs (odległość – wzmocnienie – rozmiar) dla reflektora płaskodennego o średnicy ddsr=1,5 mm. jego istotą było zarejestrowanie obwiedni echa przy przesuwie głowicy nad nieciągłością punktową w kierunku krawędzi próbki, przy dwóch wzajemnie prostopadłych orientacjach głowicy podwójnej – płaszczyzna rozdziału głowic była zorientowana poprzecznie (pozycja a) oraz wzdłużnie (pozycja b) do kierunku przesuwu głowicy (rys. 2). rejestracji wartości x(1), będącej odległością między geometrycznym środkiem głowicy a krawędzią próbki, dokonano z dokładnością wynoszącą 0,5 mm. w ten sposób otrzymano dwie obwiednie echa od nieciągłości punktowej nr 1, uzyskane przy zastosowaniu tej samej głowicy podwójnej, jednakże różnie zorientowanej w stosunku do kierunku przesuwu głowicy. b) rys. 2. schemat oznaczenia wartości x(1) przy rejestracji obwiedni echa od nieciągłości nr 1: a) płaszczyzna rozdziału głowicy podwójnej zorientowana poprzecznie do kierunku przesuwu głowicy, b) płaszczyzna rozdziału głowicy podwójnej zorientowana wzdłuż kierunku przesuwu głowicy fig. 2. scheme of value x(1) designation for the boundary of registration echoes from discontinuity 1: a) acoustical barrier oriented perpendicularly to the direction of probe movement b) acoustical barrier oriented parallel to the direction of probe movement na wykresie (rys. 3) zamieszczono obwiednię echa uzyskaną przy przesuwie głowicy w pozycji a, tzn. z powierzchnią rozdziału skierowaną poprzecznie. wykazuje ona maksimum amplitudy (δv=5 db) dla wartości x(1)=69,5 mm, podczas gdy rzeczywista odległość nieciągłości punktowej od krawędzi próbki wynosi x0=70 mm. zatem takowa pozycja głowicy przy określaniu położenia nieciągłości punktowej skutkuje bardzo precyzyjnym wyznaczeniem jej lokalizacji, nieznacznie różniącym się od rzeczywistego. popełniony błąd w ocenie położenia środka nieciągłości wynosi 0,5 mm. echo od nieciągłości stopniowo wzrasta, uzyskując maksimum wówczas, gdy płaszczyzna rozdziału znajduje się nad środkiem nieciągłości punktowej, po czym stopniowo maleje. rys. 3. obwiednia echa od nieciągłości punktowej nr 1 przy orientacji głowicy w pozycji a płaszczyzna rozdziału głowicy podwójnej zorientowana poprzecznie do kierunku przesuwu głowicy fig. 3. boundary of echoes from the discontinuity point no. 1 when the probe oriented in position a acoustical barrier oriented transversely to the direction of travel of the head oriented perpendicularly to the direction of probe movement rys. 4. obwiednia echa od nieciągłości punktowej nr 1 przy orientacji głowicy w pozycji b płaszczyzna rozdziału głowicy podwójnej zorientowana wzdłuż kierunku przesuwu głowicy fig. 4. boundary of echoes from the discontinuity point no. 1 when the probe oriented in position b acoustical barrier oriented transversely to the direction of travel of the probe oriented along the direction of probe movement na rysunku 4 zamieszczono wykres obwiedni uzyskanej przy przesuwie głowicy w pozycji b, tzn. z płaszczyzną rozdziału skierowaną wzdłuż kierunku przesuwu głowicy. jak widzimy, obwiednia uzyskana w ten sposób znacząco różni się od opisanej powyżej. wykazuje ona dwa maksima przesunięte od geometrycznego środka głowicy o około 3,5 mm. pierwszy szczyt obwiedni występuje przy wartości x(1)=66,5 mm, natomiast drugi przy wartości x(1)= 73,5 mm, przy czym obydwa wykazują taką samą amplitudę wynoszącą δv=5db. pomiędzy nimi występuje lokalne minimum pokrywające się z geometrycznym środkiem głowicy podwójnej. spadek amplitudy echa między lokalnym minimum i maksimum obwiedni wynosi w przybliżeniu 3db. 12 przegląd spawalnictwa vol. 87 10/2015 na wykresie (rys. 5) zestawiono obwiednie uzyskane dla pozycji a i b w funkcji odległości od geometrycznego środka głowicy. znając rzeczywistą odległość x0=70 mm środka badanej nieciągłości punktowej od krawędzi próbki, będącej bazą pomiarową przy określaniu wartości x(1), wyznaczono odległość nieciągłości od geometrycznego środka głowicy x=x(1)-x0. w ten sposób uzyskano charakterystykę spadku amplitudy echa dla dwóch wzajemnie prostopadłych osi symetrii głowicy podwójnej. jak widzimy, wiązka głowicy podwójnej o częstotliwości 4mhz i wymiarach przetworników 6x20 mm posiada dwa maksima ciśnienia akustycznego, nie pokrywające się z jej środkiem geometrycznym. maksima te leżą wzdłuż osi rozdziału głowicy i są oddalone od siebie o ok. 7 mm. oznacza to, że wyznaczanie położenia nieciągłości punktowej poprzez poszukiwanie najwyższego echa przy niekorzystnej orientacji głowicy (pozycja b), każdorazowo skutkuje popełnieniem błędu. wyznaczona wówczas lokalizacja nieciągłości jest przesunięta o 3,5 mm wzdłuż płaszczyzny rozdziału głowic od rzeczywistego położenia nieciągłości. błąd ten może zostać zwielokrotniony w przypadku wyznaczania odległości między nieciągłościami. sytuację tą pokazano na rysunku 6, przyjąwszy odległość między nieciągłościami punktowymi(zielone punkty) równą 40 mm. jeżeli pomiar odległości między nimi nastąpiłby przy niekorzystnej orientacji głowicy (pozycja b), wtedy w dwóch skrajnych przypadkach wyznaczona odległość będzie wynosiła 33 mm oraz 47 mm, co daje 14 mm różnicy między możliwymi pomiarami (rys. 6a). w wielu przypadkach takowa różnica odległości powoduje zmianę kryteriów oceny wskazań. przykładem może być ocena wad punktowych w odkuwkach na podstawie pn-en 10228-3 [5]. według przywołanej normy wady punktowe, między którymi odległość jest mniejsza bądź równa 40 mm, są zaliczane do wad punktowych skupionych i tym samym podlegają bardziej rygorystycznym kryteriom oceny. natomiast nieciągłości oddalone o więcej niż 40 mm stanowią wady punktowe odosobnione i są oceniane według łagodniejszych kryteriów. w ten sposób dwa badania wykonane przez jednego operatora, przy pomocy tego samego wyposażenia badawczego, mogą dać odmienny wynik i co się z tym wiąże inną klasę jakości odkuwki. zobrazowany na rys. 6a przykład pokazuje, że nawet niewielkie 3,5 milimetrowe przesunięcie maksimum obwiedni od środka głowicy może w pewnych przypadkach przyczynić się do błędnego wyniku badania. z tego względu wyznaczenie położenia nieciągłości, a zwłaszcza odległości między nimi, powinno być realizowane przy orientacji głowicy w pozycji a (rys. 6b). w ten sposób wynik badania będzie powtarzalny i bliski rzeczywistej odległości między lokalizowanymi nieciągłościami. rys. 5. obwiednia echa nieciągłości punktowej nr 1 przy orientacji głowicy w pozycjach a i b w funkcji odległości nieciągłości od geometrycznego środka głowicy fig. 5. boundary of echoes from the discontinuity point no. 1 on the orientation of the probe at positions a and b as a function of the distance of discontinuity from the geometric centre of the probe rys. 6. wyznaczanie odległości między nieciągłościami punktowymi: a) niepoprawne, prowadzące do znacznego błędu (orientacja głowicy w pozycji b); b) poprawne, eliminujące możliwość zaistnienia znacznego błędu (orientacja głowicy w pozycji a) fig. 6. the determination of a distance between point-type discontinuities: a) incorrect, may lead to the considerable mistake (the orientation of the probe at positions b); b) correct, the possibility of considerable mistake is eliminated (the orientation of the probe at positions a) a) b) wnioski opisane w artykule badania wykazały, że wiązka ultradźwiękowa głowic podwójnych o częstotliwości 4 mhz i wymiarach przetworników 6x20 mm wykazuje dwa maksima ciśnienia akustycznego. są one zlokalizowane wzdłuż płaszczyzny rozdziału głowic (izolacji akustycznej) i oddalone od geometrycznego środka głowicy o ok. 3,5 mm w kierunku zewnętrznej krawędzi głowicy. fakt ten utrudnia precyzyjne wyznaczenie położenia nieciągłości punktowych i w niektórych przypadkach może być przyczyną znacznych różnic w ocenie wykrytych wskazań, a nawet całych elementów badanych. sytuacja ta dotyczy zwłaszcza wyznaczenia odległości między dwoma sąsiadującymi nieciągłościami, przy której może dojść do zwielokrotnienia popełnionego błędu. zaproponowano sposób badania eliminujący możliwość błędnej lokalizacji wykrytych nieciągłości związany z odpowiednią orientacją głowicy w stosunku do kierunku jej przesuwu przy wyznaczaniu położenia nieciągłości. warto nadmienić, że poprawność opisanych wyników badań zweryfikowano przy użyciu kilkunastu głowic podwójnych danego typu (4 mhz, 6x20 mm, dwóch producentów) stosując nieciągłości na różnych głębokościach. każdorazowo uzyskane wyniki były zbliżone do zaprezentowanych w niniejszym artykule, potwierdzając tym samym zasadność wyciągniętych wniosków. literatura [1] j. deputat: badania ultradźwiękowe podstawy. instytut metalurgii żelaza im. stanisława staszica, gliwice, 1979. [2] a. szymański: kontrola i zapewnienie jakości w spawalnictwie tom 2 wydawnictwo politechniki śląskiej, gliwice, 1998. [3] r. kaczmarek, r. krawczyk: projektowanie i wytwarzanie konstrukcji spawanych w aspekcie możliwości przeprowadzenia badań ultradźwiękowych wykonanych złączy. przegląd spawalnictwa, 2014, nr 7. [4] j. słania: „plany spawania teoria i praktyka”, wydawnictwo simp, warszawa, 2013. [5] pn-en 10228-3 badania nieniszczące odkuwek stalowych badanie ultradźwiękowe odkuwek ze stali ferrytycznych i martenzytycznych. 201509_pspaw.pdf 29przegląd spawalnictwa vol. 87  9/2015 wpływ techniki ściegu odpuszczającego na spawalność stali s355g10+n pod wodą effect of temper bead welding on weldability of s355g10+n steel under water dr inż. dariusz fydrych, mgr inż. jacek tomków, dr inż. grzegorz rogalski, dr hab. inż. jerzy łabanowski, prof. nadzw. pg – politechnika gdańska. autor korespondencyjny/corresponding author: darfydry@pg.gda.pl streszczenie w artykule scharakteryzowano idee spawania mokrego oraz stosowania techniki ściegów odpuszczających. przedstawiono wpływ zastosowania techniki ściegu odpuszczającego na skłonność stali podwyższonej wytrzymałości s355g10+n do pękania zimnego wyrażoną twardością strefy wpływu ciepła w warunkach spawania podwodnego. badania przeprowadzono na próbkach spawanych techniką mokrą elektrodami otulonymi (mma). w wyniku zrealizowanych badań wykazano, iż zastosowana technika w przypadku konieczności spawania naprawczego konstrukcji oceanotechnicznych ze stali s355g10+n może prowadzić do istotnej poprawy własności złączy. słowa kluczowe: spawanie pod wodą, spawanie mokre, stal o podwyższonej wytrzymałości, spawalność, pękanie zimne abstract the article describes the wet welding and the temper bead welding techniques. the effect of the application of temper bead welding on the susceptibility of s355g10+n high strength steel to cold cracking expressed by hardness of the heat affected zone in underwater welding conditions was presented. research were carried out on wet welded samples made with coated electrodes (mma). realized studies showed, that the temper bead welding technique, in the case of the repair welding of underwater s355g10+n steel structures, can lead to significant improvements in properties of joints. keywords: underwater welding, wet welding, high strength steel, weldability, cold cracking wstęp do spawania podwodnego najczęściej wykorzystuje się technikę mokrą elektrodami otulonymi, podczas której powstające złącze oraz łuk elektryczny mają bezpośredni kontakt z wodą [1÷4]. największym problemem podczas spawania stali w warunkach podwodnych jest skłonność do tworzenia pęknięć zimnych [3,5÷10]. środowisko wodne znacznie ogranicza możliwość zastosowania tradycyjnych metod zmniejszenia podatności sta li do pękania [1]. jednym z niewielu dostępnych sposobów ograniczenia skłonności stali do powstawania pęknięć zimnych pod wodą jest zastosowanie techniki ściegu odpuszczającego [11÷12]. polega ona na określonym nakładaniu dodatkowych ściegów wewnątrz spoiny lub na jej warstwę licową, co powoduje miejscową obróbkę cieplną wcześniej położonych ściegów oraz strefy wpływu ciepła [13÷15]. zaistniałe wskutek tego zmiany w strukturze prowadzą do zmniejszenia twardości w swc złącza. istnieje wiele odmian technik ściegu odpuszczającego, które najczęściej stosowane są dla złączy elementów o dużej grubości, gdy nie istnieje możliwość przeprowadzenia obróbki cieplnej złączy [13,14]. obszar zastosowania tej techniki obejmuje głównie spawanie naprawcze procesami mma i fcaw instalacji ze stali w przemyśle energetycznym. dariusz fydrych, jacek tomków, grzegorz rogalski, jerzy łabanowski zgodnie z przepisami asme należy nakładać sześć warstw, przy czym dla pierwszych trzech zaleca się wprowadzanie do złącza rosnącej ilości ciepła [13]. aspektami determinującymi przydatność techniki ściegu odpuszczającego są przede wszystkim ilość wprowadzonego ciepła w każdym ze ściegów, odległość między ich osiami (podziałka) oraz czas pomiędzy położeniem ściegów odpuszczanego i odpuszczającego [6,11÷14]. badania własne celem pracy było określenie wpływu zastosowania techniki ściegu odpuszczającego na skłonność stali o podwyższonej wytrzymałości do tworzenia pęknięć zimnych podczas spawania mokrego elektrodami otulonymi. do realizacji badań wykorzystano drobnoziarnistą stal s355g10+n o grubości 18 mm. w celu zweryfikowania danych zawartych w świadectwie odbioru blachy przeprowadzono analizę składu chemicznego metodą spektrometrii emisyjnej ze wzbudzeniem iskrowym. w tablicy i zaprezentowano skład chemiczny stali, natomiast w tablicy ii jej własności mechaniczne. 30 przegląd spawalnictwa vol. 87 9/2015 zawartość pierwiastka, % skład chemiczny c si mn p s cr mo ni al cu ti b cemis wg analizy kontrolnej 0,11 0,35 1,39 0,008 0,005 0,017 0,018 0,246 0,039 0,27 0,003 0,001 0,384 wg świadectwa odbioru 0,09 1,58 0,010 0,002 0,03 0,02 0,29 0,032 0,26 0,002 0,003 0,400 cemis=c+mn/6+(cr+mo+v)/5+(cu+ni)/15 tablica i. skład chemiczny stali s355g10+n table i. chemical composition of s355g10+n steel rys. 1. sposób wykonania napoin próbnych i pobrania próbek do badań fig. 1. the method of test pad welding and cutting samples for tests granica plastyczności re, mpa wytrzymałość na rozciąganie rm, mpa wydłużenie a, % >355 470÷630 >22 tablica ii. własności mechaniczne stali s355g10+n wg pn-en 10225:2004 [16] table ii. mechanical properties of s355g10+n steel skład chemiczny, % własności mechaniczne c mn si re, mpa rm, mpa a, % 0,07 0,5 0,5 430 480 26 tablica iii. skład chemiczny oraz własności mechaniczne elektrod omnia table iii. chemical composition and mechanical properties of omnia electrodes nr próbki napoina natężenie prądu spawania i, a napięcie łuku, u, v czas spawania, t, s długość napoiny i, mm prędkość spawania v, cm/min energia liniowa spawania, q, kj/mm tbw1 1 168 24,3 30 145 29,00 0,84 2 196 26,3 25 150 36,00 0,86 tbw2 1 164 26,0 37 155 25,14 1,02 2 220 29,3 27 34,44 1,12 q=u×i/v tablica iv. parametry napawania próbek techniką ściegu odpuszczającego table iv. conditions of temper bead welding tests do wykonania napoin próbnych wykorzystano stanowisko do spawania pod wodą wyposażone w źródło prądu spawania esab aristo 400. napoiny wykonano na głębokości 20 cm elektrodami rutylowymi ogólnego przeznaczenia do spawania we wszystkich pozycjach omnia (e 38 0 r 11) o średnicy 4 mm. skład chemiczny oraz własności mechaniczne zastosowanych elektrod przedstawiono w tablicy iii. badania przeprowadzono zgodnie z metodyką zaproponowaną w pracy [14] i z powodzeniem zastosowaną we wcześniejszych badaniach [11]. z badanej blachy przygotowano odcinki o wymiarach 100 × 200 mm. następnie wykonano na nich napoiny pod wodą elektrodami omnia w pozycji podolnej z biegunowością dc-. napawanie polegało na wykonaniu nierównoległych napoin według schematu pokazanego na rysunku 1, na którym zaznaczono również sposób pobrania próbek do badań metalograficznych i twardości. wykonano dwie płyty napawane zachowując czas między wykonaniem napoin 215 s (tablica iv). badania metalograficzne badania metalograficzne makroskopowe i mikroskopowe przeprowadzono zgodnie z wytycznymi zawartymi w normie [17]. głównym celem badań makroskopowych była ocena stopnia nałożenia (podziałki) ściegu odpuszczającego na ścieg odpuszczany. podczas badań makroskopowych (rys. 2) wykryto również występowanie niezgodności spawalniczych: pęcherzy gazowych (rys. 2b) oraz pęknięć wzdłuż linii wtopienia (ujawnione w przypadku jednej próbki – rys. 2d). 31przegląd spawalnictwa vol. 87  9/2015 badania metalograficzne mikroskopowe wykonano przy użyciu mikroskopu neophot 2 na zgładach trawionych 4% nitalem. na rysunku 3 oznaczono obszary napoin, w których przeprowadzono badania mikroskopowe oraz pomiary twardości. a) b) c) d) rys. 2. przekroje napoin próbnych: a) próbka tbw1 podziałka 50%; b) próbka tbw2 podziałka 75%: strzałką zaznaczono pęcherz gazo wy; c) próbka tbw2 podziałka 11%; d) próbka tbw2 podziałka 21%: strzałką zaznaczono pęknięcie wzdłuż linii wtopienia. traw. nital fig. 2. cross-section of test padding welds: a) tbw1 pitch 50%; b) tbw2 with gas pore pitch 75%; c) tbw2 pitch 11%; d) tbw2 with crack in fusion line pitch 21%. etch. nital rys. 3. lokalizacja i oznaczenia badanych stref napoin: mr – materiał rodzimy, mna – napoina pierwsza, mnb – napoina druga, swca – swc napoiny pierwszej, swcb – swc napoiny drugiej, wswca – strefa zachodzących na siebie swca i swcb, wswcb – strefa swcb zachodząca w strefę mna, n – strefa normalizacji, p – strefa przegrzania fig. 3. location and designation of investigated zones at test plate: mr – base material, mna – first padding weld, mnb – second padding weld, swca – haz of first padding weld, swcb – haz of second padding weld, wswca – swca and swcb overlap area, wswcb – swcb overlap in mna, n – standardization area, p – overheated area rys. 4. charakterystyczne mikrostruktury próbki napawanej: a) materiał rodzimy; b) 1 – mna, 2 – swca; c) 1 – wswcb, 2 – wswca. pow. 200× fig. 4. microstructure of sample: a) base material; b) 1 – mna, 2 – swca; c) 1 – wswcb; 2 – wswca. magn. 200× a) b) c) 32 przegląd spawalnictwa vol. 87 9/2015 na rysunku 4 przedstawiono struktury materiału rodzi mego, napoiny i swc. stal s355g10+n charakteryzuje się drobnoziarnistą strukturą ferrytyczno-perlityczną z wyraźną pasmowością. mikrostruktura obu napoin (podstawowej i odpuszczającej) jest podobna i składa się z ferrytu w układzie kolumnowym z zarysem struktury widmannstättena. w strefie wpływu ciepła stwierdzono występowanie iglastych struktury hartowniczych. pomiary twardości pomiary twardości wykonano zgodnie z zaleceniami pn-en iso 9015-1 [18] metodą vickersa na przekrojach poprzecznych wszystkich próbek z siłą obciążającą wgłębnik równą 98 n (hv10). pomiary wykonano w linii (a-a) prze biegającej 2 mm poniżej lica napoin oraz w obszarze swca2n i swca2p (rys. 3). wybrane rozkłady twardości zaprezentowano na rysunku 5. twardość maksymalna swc napoin w obszarach nie poddanych oddziaływaniu kolejnego cyklu cieplnego przekracza przyjętą zgodnie z pn-en iso 15614-1 [19] wartość graniczną 380hv10 i wynosiła a) b) c) d) rys. 5. rozkład twardości na przekroju napoin: a) próbka tbw1, podziałka 9%; b) próbka tbw1, podziałka 21%; c) próbka tbw2, podziałka 39%; d) próbka tbw2, podziałka 75% fig. 5. hardness distribution across: a) sample tbw1, pitch 9%; b) sample tbw1, pitch 21%; c) sample tbw2, pitch 39%; d) sample tbw2, pitch 75% rys. 6. zależność twardości stref swca2n i swca2p napoin od podziałki fig. 6. dependence of hardness of swca2n i swca2p padding weld zones on pitch odpowiednio 437hv10 i 433hv10 dla próbek tbw1 i tbw2. na rysunku 6 pokazano zależność twardości w swc pierwszej napoiny (odpuszczonej) w obszarze podściegowym (swca2p i swca2n) od podziałki ściegu odpuszczającego. na tej podstawie wyznaczono najbardziej korzystną wartość podziałki dla badanej stali, która mieści się w zakresie 75÷100%. podsumowanie w pracy podjęto badania w kierunku sprawdzenia przydatności zastosowania techniki ściegu odpuszczającego do poprawienia spawalności stali s355g10+n pod wodą. badana stal charakteryzuje się w warunkach spawania mokrego elektrodami otulonymi ograniczoną spawalnością, o czym świadczy obecność pęknięć zimnych (rys. 2d). jednak pomiary twardości wykazały, że w swc napoin próbnych poddanych oddziaływaniu ciepła pochodzącego ze ściegu odpuszczającego twardość znacząco spadała, a maksymalna twardość w pewnym zakresie podziałki nie przekracza granicznej wartości 380hv10. pozwoliło to na określenie optymalnej z punktu widzenia spawalności wartości podziałki dla ściegów odpuszczających w zakresie 75÷100%. próbki z wyznaczoną podziałką spełniają kryterium akceptacji wymagań w zakresie twardości zgodnie z wytycznymi pn-en iso 15614-1 [19]. z analizy wyników badań można wywnioskować, że zastosowanie techniki ściegu odpuszczającego w przypadku stali s355g10+n pozwoli na wykonywanie złączy spawanych spełniających kryteria przepisów odbiorowych: norm 33przegląd spawalnictwa vol. 87  9/2015 przedmiotowych oraz wytycznych towarzystw klasyfikacyjnych. spawanie z zachowaniem wyznaczonych parametrów i warunków może zostać zastosowane w naprawach konstrukcji podmorskich zbudowanych z badanej stali. należy zaznaczyć, że skuteczność zastosowania techniki ściegów odpuszczających może zależeć również od innych, nie badanych dotychczas zmiennych, np.: pozycji spawania, kąta ustawienia elektrody, czy zasolenia wody. ograniczeniem zastosowania rozpatrywanej techniki jest konieczność zachowania powtarzalności procesu, co w przypadku spawania mokrego w środowisku wodnym jest szczególnie trudne. kolejne badania i analizy powinny uwzględniać te czynniki, ponieważ pozwoliłoby to na kompleksowe określenie właściwych warunków stosowania techniki ściegu odpuszczającego przy spawaniu pod wodą. wnioski zastosowanie techniki ściegu odpuszczającego jest skuteczną metodą poprawy spawalności stali s355g10+n w warunkach spawania mokrego elektrodami otulonymi. oddziaływanie ciepła ściegu odpuszczającego spowodowało obniżenie twardości maksymalnej swc napoin próbnych poniżej wartości krytycznej 380 hv, dzięki czemu zostało spełnione kryterium pn-en iso 15614-1. określono najkorzystniejsze z punktu widzenia spawalności stali wartości podziałki w zakresie 75÷100%. literatura [1] fydrych d., rogalski g, łabanowski j.: problems of underwater welding of higher-strength low alloy steels. institute of welding bulletin 5/2014. [2] łabanowski j., fydrych d., rogalski g.: underwater welding – a review. advances in materials science 3/2008. [3] fydrych d.: pękanie zimne stali spawanej w środowisku wodnym. przegląd spawalnictwa 10/2012. [4] gao w., wang d., cheng f., deng c., liu y., xu w.: enhancement of the fatigue strength of underwater wet welds by grinding and ultrasonic impact treatment. journal of materials processing technology 223/2015. [5] guo n., yang z., wang m., yuan x., feng j.: microstructure and mechanical properties of an underwater wet welded dissimilar ferritic/ austenitic steel joint. strength of materials 1/2015. [6] fydrych d., łabanowski j., rogalski g.: weldability of high strength steels in wet welding conditions. polish maritime research 2/2013. [7] fydrych d., rogalski g., tomków j., łabanowski j.: skłonność do tworzenia pęknięć zimnych złączy ze stali s420g2+m spawanej pod wodą metodą mokrą. przegląd spawalnictwa 10/2013. [8] fydrych d., łabanowski j., rogalski g., haras j., tomków j., świerczyńska a., jakóbczak p., kostro ł.: weldability of s500mc steel in underwater conditions. advances in materials science, 2/2014. [9] maksimov s.y.: предотвращение холодных трещин в зоне термического влияния при сварке под водой низколегированных сталей повышенной прочности. збірник наукових праць нук 4/2014. [10] garašić i., kralj s., kožuh z.: investigation into cold cracking in underwater wet welding of api 5l x70 steel. transactions of famena 3/2009. [11] fydrych d., łabanowski j.: zastosowanie techniki ściegu odpuszczającego do spawania mokrego. przegląd spawalnictwa 2/2013. [12] grubbs c.e.: joint industry underwater welding development program. phase i final report. global divers & contractors, colorado school of mines, 1995. [13] łomozik m.: morfologia i własności plastyczne obszarów strefy wpływu ciepła w stalowych złączach spawanych w aspekcie użycia ściegów odpuszczających. uczelniane wydawnictwa naukowo-dydaktyczne agh, kraków 2007. [14] aloraier a., ibrahim r., thomson p.: fcaw process to avoid the use of post weld heat treatment. international journal of pressure vessels and piping 5/2006. [15] kwieciński k., łomozik m., urzynicok m., mariani p.: welding new generation steel pb2 using conventional welding with and without pwht with use of temper bead technique. proceedings of design, fabrication and economy of metal structures conference, 24-26 april 2013, miscolc hungary. [16] pn-en 10225:2011 stale konstrukcyjne spawalne na nieruchome konstrukcje przybrzeżno-morskie. warunki techniczne dostawy. [17] pn-en iso 17639:2013-12 badania niszczące spawanych złączy metali. badania makroskopowe i mikroskopowe złączy spawanych. [18] pn-en iso 9015-1:2011 badania niszczące złączy spawanych metali. badanie twardości. część 1: badanie twardości złączy spawanych łukowo. [19] pn-en iso 15614-1:2008 specyfikacja i kwalifikowanie technologii spawania metali. badanie technologii spawania. część 1: spawanie łukowe i gazowe stali oraz spawanie łukowe niklu i stopów niklu. 201308_pspaw_21ds.pdf 45przegląd spawalnictwa 8/2013 zbigniew mirski adam kuta poprawa jakości lutowania elementów z układów chłodniczych i klimatyzacyjnych w piecach z atmosferą kontrolowaną increase of brazing quality in controlled atmosphere  furnaces of refrigeration and air conditioning system  components  prof. dr ha . in . igniew mirski, gr in . da kuta politechnika wrocławska. stract the paper presents ways to improve the quality of manufactured refrigeration and air conditioning system components by changing the brazing condition in furnaces with controlled atmosphere. through the selection of technological parameters obtained solder joints with very good quality. with metallurgical tests revealed the root causes of problems and their solutions. treszczenie w artykule przedstawiono sposoby poprawy jakości produkowanych elementów układów chłodniczych i klimatyzacyjnych przez zmianę warunków lutowania w piecach z atmosferą kontrolowaną. stosując odpowiedni dobór parametrów technologicznych, uzyskano połączenia lutowane o bardzo dobrej jakości. dzięki badaniom metalograficznym ujawniono przyczyny źródłowe problemów i sposoby ich eliminacji. wstęp w zakładzie wytwarzającym elementy wchodzące w skład układów chłodniczych i klimatyzacyjnych produkcja opiera się na trzech strumieniach wartości, do których należą [1]: – tru ień warto ci osuszaczy powietrza są to produkty pełniące funkcję filtrów i osuszaczy powietrza. wewnątrz zbiornika zależnie od modelu osuszacza znajduje się: sito molekularne w postaci granulatu wiążące wilgoć z układu, aktywny tlenek aluminium, którego zadaniem jest związanie kwasu wytrącającego się z czynnika chłodzącego w systemie klimatyzacyjnym oraz filtry mechaniczne, takie jak włóknina. – tru ień warto ci wska nik w wilgotno ci są to produkty pełniące funkcję wskaźnika wilgotności. jeżeli czynnik przepływający przez dany wskaźnik zawiera wilgoć, to znaczy że osuszacz powietrza zmontowany przed wskaźnikiem nie spełnia swojego zadania i należy go wymienić. – tru ień warto ci ltr w olejowych są to produkty pełniące funkcję filtrującą lub wygłuszającą. czynnikiem jest olej mineralny. analiza statystyczna występujących niezgodności w produktach pozwoliła na określenie głównej przyczyny problemu. okazało się, że 70% kosztów złomowania wyrobów powodują wady związane z procesem lutowania piecowego. w celu poprawy wewnętrznego wskaźnika copq (cost of poor quality) skupiono się na analizie niezgodności występujących w procesie lutowania piecowego. 46 przegląd spawalnictwa 8/2013 materiały stosowane w procesie lutowania do materiałów podstawowych zaliczono materiał elementów łączonych. wyróżnia się następujące elementy materiałów spajanych: a) rurki miedziane w stanie twardym o czystości 99,998% wag. cu, b) konektory ze stali automatowej 11smmpb37 powlekane galwanicznie warstwą niklu o grubości 8÷13 μm, c) konektory ze stali automatowej 11smmpb30 powlekane galwanicznie warstwą miedzi o grubości 25÷33 μm, d) konektory, korpusy ze stali automatowej 95 mnpb36, e) rury stalowe o średnicy 2,0÷3,5” wg en 10.305-3 e-220, f) pokrywki stalowe o średnicy 2,0÷3,5” wg en 10204 dc04, g) pokrywki stalowe o średnicy 121 mm wg en 10111 dd13. materiały dodatkowe do lutowania stanowią luty oraz gazy tworzące atmosferę kontrolowaną: – lut iedziany u 22 wg pn-en iso 17672 [2], stosowany w postaci pierścionków o średnicy drutu 0,7÷3 mm i średnicy wewnętrznej 17÷76 mm. w tablicy i zamieszczono skład chemiczny, oraz temperaturę topnienia lutu cu 922 – lut iedziany u 141 wg pn-en iso 17672 [2], stosowany w postaci pierścionków o średnicy drutu 2.75÷3,00 mm i średnicy wewnętrznej 22÷28 mm. w tablicy ii zamieszczono skład chemiczny oraz temperaturę topnienia lutu cu 141 – at osfera kontrolowana: stanowią ją wodór lub mieszanina wodoru z azotem oraz mieszanina gazu ziemnego wysokometanowego typu e z powietrzem. stosuje się następujące kombinacje zespołów lutowanych: – lut cu 922: a-f; a-d, b-f, c-f, d-f, d-g, e-f, – lut cu 141: b-f, d-f, d-g oznaczenie zawartość składników, % wag. temperatura topnienia, ºc cu sn p cu 922 reszta 5,5÷7,0 0,01÷0,40 910÷1040 ta lica . skład chemiczny i temperatura topnienia lutu cu 922 [2] ta le . chemical composition of the copper alloy cu 922 [2] ta lica . skład chemiczny i temperatura topnienia lutu cu 141 [3] ta le . chemical composition of the copper alloy cu 141 [3] oznaczenie zawartość składników, % wag. temperatura topnienia, ºc cu al. p cu 141 99,90 0,01 max 0,075 1085 konstrukcja ele ent w lutowanych około 80% połączeń lutowanych składa się z konektora stalowego (miedziowanego lub niklowanego) umiejscowionego w otworze pokrywki. konektory niklowane są gwintowane, a konektory miedziowane wykonywane są z końcówką gładką. na obwodzie konektora pozycjonowany jest pierścionek lutu. średnica drutu lutu jest zależna od obwodu konektora. na rysunku 1 pokazano konstrukcję połączenia lutowanego. kolejne połączenie dotyczy konektora miedzianego i pokrywki z kołnierzem (rys. 2). w pokrywce wykonany jest kołnierz, którego zadaniem jest pozycjonowanie konektora miedzianego i utworzenie styku na obwodzie. ys. 2. zespół lutowany z konektorem miedzianym: 1 – pokrywka z kołnierzem, 2 – konektor miedziany, 3 – pierścionek lutu ig. 2. brazed subassembly with copper connector: 1 – collar end cap, 2 – copper connector, 3 – braze ring ys. 1. zespół lutowany z konektorem stalowym: 1 – pokrywka, 2 – konektor stalowy, 3 – pierścionek lutu ig. 1. brazed subassembly with steel connector: 1 – end cap, 2 – steel connector, 3 – braze ring technologia lutowania w piecach z at osfer kontrolowan lutowanie przeprowadza się w przelotowych piecach typu btu transheat® controlled atmosphere i scame (rys. 3a, b). są one dostosowane do lutowania podzespołów filtrów osuszających i olejowych [3, 4]. są to piece tunelowe, w których transport detali odbywa się za pomocą pasa transmisyjnego. w celu uzyskania wymaganej temperatury lutowania stosowane jest nagrzewanie oporowe. atmosfera pieca typu btu 47przegląd spawalnictwa 8/2013 może być wytworzona przez wprowadzenie wodoru lub mieszaniny wodoru z azotem. atmosfera pieca scame jest wytwarzana za pomocą reakcji odwodornienia mieszaniny gazu ziemnego. do głównych parametrów wpływających na proces lutowania piecowego należą: prędkość taśmy, temperatura stref pieca, skład atmosfery, przepływ gazu, poziom spalin. na wejściu do pieca znajdują się kurtyny, których zadaniem jest utworzenie fizycznej bariery pomiędzy zewnętrznym środowiskiem a komorą procesową. na wejściu i wyjściu pieca zlokalizowane są dysze, które doprowadzają azot w celu izolacji gazu procesowego, jakim jest mieszanina wodoru i azotu. wady poł czeń lutowanych i sposo y ich unikania wszystkie produkowane wyroby spełniają wymogi dyrektywy ul/ped. norma określa ciśnienie wybuchowe dla zbiorników. jest to zwykle ciśnienie będące 5-krotną wartością maksymalnego ciśnienia pracy. produkt musi wytrzymać określone naprężenie powyżej jednej minuty. wszystkie wyroby poddawane są 100% kontroli szczelności przy użyciu testerów helowych. zbiornik podczas testu zamykany jest w komorze próżniowej napełnianej helem. spektrometr sprawdza jakość połączeń lutowanych i spawanych. poziom odrzutu detali wynosi 1,2•10 ee-5 atm cc/s. do testów wytrzymałościowych stosowana jest maszyna wytrzymałościowa włoskiej firmy bimal. produkt nie może ulec zniszczeniu w obszarze połączeń lutowanych, spawanych lub na szwie rury. aby zapewnić dobrą jakość produkcji wyrobów wymagane są akcje korygujące dla wszystkich problemów, które powodują obniżenie wyników głównych wskaźników: bezpieczeństwa, jakości, dostawy, czasu, produktywności, kosztów magazynowania. wskaźnik jakości związany jest z ilością reklamacji otrzymanych od klienta (rppm), jak również wskaźnikiem copq. w celu poprawienia wyników przeprowadzono wiele zabiegów korygujących, związanych z dobraniem odpowiednich parametrów pieca. na rysunku 4 przedstawiono wykres jakości połączeń lutowanych opracowany na podstawie trzech lat produkcji. głównym problemem jakościowym był znaczny odrzut produktów na testerze helowym (przecieki). po weryfikacji produktów na testerze wodnym, okazało się, że 80% przecieków było spowodowanych pęknięciami w połączeniu spawanym (rys. 5). ys. 3. piec btu tca (a) oraz wejście do pieca scame (b) [3÷5] ig. 3. btu tca oven (a) and scame oven entrance (b) [3÷5] ys. 4. wykres jakości połączeń lutowanych ig. 4. braze joint quality graph pęknięcia pojawiały się tylko w zbiornikach, których podzespoły były wcześniej lutowane spoiwem miedzianym w piecu. wykonano badania metalograficzne, które wykazały obcy materiał w strefie pęknięcia. po pomiarze gęstości obcego materiału okazało się, iż jest to stop lutu miedzianego stosowanego w procesie lutowania (rys. 6). 2011 2012 2013 92,4% 96,7% 98,1% ys. 5. widoczne pęknięcie w spoinie ig. 5. crack on the welding joint ys. . pęknięcie stalowej rury spowodowane obecnością miedzi, trawiono chemicznie 2% nitalem ig. . crack on the tube due to copper, chemical etching 2% nital a ← cu 48 przegląd spawalnictwa 8/2013 badania wizualne zespołów lutowanych wykazały, że 70% pokrywek było zalanych lutem w miejscu spawania. temperatura w piecu tunelowym jest zależna od wypełnienia przestrzeni roboczej pieca. zwiększenie załadunku pieca obniża profil temperaturowy pieca, a tym samym prawdopodobieństwo nadmiernego rozlania lutu w strefie połączenia spawanego. w celu wyeliminowania zjawiska nadmiernego rozpłynięcia lutu zwiększono dwukrotnie załadunek pieca dla pokrywek dzięki użyciu metalowych płaskowników jako podkładki (rys. 7). dla zespołów o najmniejszej średnicy zastosowanie płaskowników było niewystarczające (taki sam poziom rozpływania się lutu przy średnicy pokrywki równej 2” powodował w dalszym ciągu pęknięcia podczas spawania). aby otrzymać połączenie bez pęknięć, zwiększono prędkość taśmy z 4,8 do 5,20 cal/min. dzięki tym zabiegom nie pojawiły się już pęknięcia w spoinie, tym samym poprawiono jakość produktu o 2%. ys. . zwiększenie załadunku pieca btu przy użyciu stalowych płaskowników ig. . increase of belt load due to steel bars w kolejnym przypadku, podczas wprowadzania nowego produktu, pojawił się problem z nadmiernym rozpłynięciem lutu w miejscu spoiny, oraz z dużą ilością nieszczelnych połączeń lutowanych. ilość dobrze polutowanych produktów wynosiła ok. 80%. konstrukcja złącza była nieoptymalna dla połączenia lutowanego (nierównomierna i zbyt szeroka szczelina lutownicza). brak możliwości zmiany konstrukcji połączenia spowodował szukanie rozwiązań zastępczych. wszelkie próby zmiany parametrów lutowania jedynie pogarszały jakość produktu. zwiększenie obciążenia pasa pieca powodowało brak odpowiedniego rozpływania się lutu (poprzedni przypadek zastał rozwiązany tylko zmianą obciążenia pieca). w celu uniknięcia nadmiernego rozpłynięcia lutu w miejscu połączenia spawanego zastosowano jako barierę marker olejowy (rys. 8). dzięki temu zabiegowi lut pozostawał w obszarze złącza (brak problemów z pękaniem spoiny) [5]. następne problemy z nieszczelnymi połączeniami lutowanymi były spowodowane stosowaniem specjalnych nakładek do pozycjonowania konektorów. użycie ich wynikało z nieoptymalnej konstrukcji złącza (brak powierzchni wspierającej konektor). stosowanie suportów pomagało w utrzymaniu prostych konektorów podczas procesu lutowania, lecz również ze względu na ich masę odbierało znaczną ilość ciepła (rys. 9). rys. 8. uniknięcie nadmiernego rozpłynięcia lutu za pomocą markera olejowego fig. 8. lack of alloy overflowing due to marker block proces lutowania tych pokrywek był bardzo trudny. jakakolwiek zmiana parametrów lutowania (załadunek pieca oraz prędkość przesuwu taśmy) nie przynosiła pozytywnych wyników. wszystkie wyroby kontrolowano na dodatkowym testerze, złe podzespoły złomowano. dopiero zastosowanie odmiennego punktu widzenia pomogło uzyskać 98% jakości za pierwszym razem dla lutowanych zespołów. zmieniono sposób załadunku detali, który pokazano na rysunku 10. tym sposobem otrzymano grawitacyjną blokadę rozpływania się lutu po powierzchni pokrywki (brak potrzeby stosowania markera). lut znajduje się w odpowiednim miejscu, dzięki czemu poprawia się szczelność wyrobu. ys. . załadunek pieca btu pokrywkami wraz z wspornikami ig. . load of the btu oven with end cap and supports ys. 10. nowy sposób załadunku pieca btu pokrywkami ig. 10. new load method end cap in btu oven 49przegląd spawalnictwa 8/2013 jeden z większych problemów jakości połączeń lutowanych dotyczył zespołów filtrów olejowych. detale te są łączone za pomocą pierścionków miedzianych. standardowy proces produkcji wykonywany jest w piecu scame ze względu na możliwość uzyskania odpowiednio wysokiej temperatury lutowania (1145oc). podczas remontu pieca scame jedynym rozwiązaniem podtrzymania produkcji było użycie pieca btu. zastosowanie pierścionków miedzianych było niemożliwe ze względu na ograniczenia temperaturowe. zmieniono lut cu 141 (o składzie w % wag.: 99,98% cu, 0,02% p) na cu 922 (93,43% cu, 6,35% sn, 0,22% p) wg pn-en iso 17672. pierwsze próby lutowania dały efekty jakościowe na poziomie 35%, co wynikało z braku szczelności i niepoprawnej pozycji dystansowania elementów (rys. 11). opadanie tulei dystansowej uniemożliwiała zbyt duża ilość nieroztopionego lutu przy powierzchni zespołu lutowanego (rys. 12). ys. 11. przekrój polutowanego zespołu filtra olejowego; 1 – poprawna pozycja tulei dystansowej, 2 – niezgodna pozycja tulei dystansowej ig. 11. cross section of oil filter; 1 – proper position of spacer, 2 – wrong position of spacer ys. 12. klin lutu uniemożliwiający opadanie tulei dystansowej ig. 12. alloy skid cause issue with proper spacer position w celu sprawdzenia rozkładu temperatury wykonano pomiary profilu temperaturowego pieca (tabl. iii). czas powyżej temperatury płynięcia był niedostateczny. zmniejszono załadunek pieca o 25%. jakość połączeń pogorszyła się do poziomu 29%. pomimo zmniejszonego załadunku ponowny profil pieca pokazał skrócony czas w obszarze temperatury płynięcia lutu (tabl. iv). przeprowadzono próbę ze zwiększonym załadunkiem pieca o 50%. jakość zespołów lutowanych ustabilizowała się na poziomie 99,8%. profil temperaturowy pieca wykazał ponad dwukrotnie dłuższy czas dla temperatury w obszarze płynięcia lutu cu 922 (tabl. v). ta lica . czas płynięcia lutu cu 922 – stan wyjściowy ta le . time over melting point for cu 922 alloy – first trial ta lica . czas płynięcia lutu – redukcja masy załadunku o 25% ta le . time over melting point – decreased load by 25% produkt masa, kg/mb czas powyżej 1040ºc, s pokrywka 40 167 produkt data masa, kg/mb czas powyżej 1040ºc, s pokrywka 2013-01-17 30 141 ta lica . czas płynięcia stopu lutu – zwiększenie załadunku o 50 % ta le . time over melting point – increased load by 50 % produkt masa, kg/mb czas powyżej 1040ºc, s pokrywka 60 297 logiczne wydaje się że, podczas zmniejszania załadunku pieca powinno się otrzymać większą zdolność do nagrzewania zespołów lutowanych. w powyższym przypadku wyniki badań wskazały na sytuację odwrotną. powodem tego jest zarówno konstrukcja złącza, jak i jego masa. detal lutowany po zaabsorbowaniu energii cieplnej utrzymywał ją na poziomie płynięcia lutu przez 297 s. uwalnianie energii w cieplnej strefie chłodzenia jest wolniejsze dla detali o większej masie. zrozumienie tego problemu pozwoliło na optymalizację i dobór parametrów lutowania dla wszystkich zespołów lutowanych filtrów olejowych. uzyskano poziom jakości połączeń lutowanych równy 98,9% [5]. lutowanie w piecach przelotowych odbywa się zwykle w systemie dwuzmianowym od poniedziałku do piątku. w celu oszczędności energii temperatura pieca btu jest zmniejszana do wartości 800oc na dni wolne od pracy. przy ponownym rozpoczęciu produkcji w poniedziałek konieczny jest długi czas stabilizacji pracy pieca (temperatura, atmosfera) wynoszący około pięć godzin. zmniejsza to produktywność zakładu, ponieważ 90% procesów produkcyjnych związanych jest z pracą na zespołach lutowanych. 50 przegląd spawalnictwa 8/2013 zespoły, które lutowano przed ukończeniem procesu wytwarzania atmosfery, cechowały się jakością na poziomie tylko 30% szczelnych połączeń. na detalu widoczne jest niedolanie lutu pomimo zgodnego profilu temperaturowego (rys. 13). powierzchnia zespołów pokrywała się tlenkami ograniczającymi zwilżalność lutu (rys. 14). w celu przyspieszenia czasu stabilizacji pieca wykonano serie prób. pierwsza próba polegała na gęstym układaniu balastu w czasie rozruchu i dogrzewaniu pieca. czas stabilizacji zmniejszył się o dwie godziny. w celu skrócenia czasu stabilizacji pieca zmieniono parametry atmosfery ochronnej. zwiększono zawartość wodoru w mieszaninie z 8 do 20% obj. (na czas stabilizacji). dało to możliwość rozpoczęcia produkcji po jednej godzinie. tym samym uniknięto problemów jakościowych z nieszczelnymi wyrobami pierwszej serii produkcyjnej. głównymi wymaganiami stawianymi produkowanym filtrom są szczelność oraz wytrzymałość mechaniczna. wymagania te zmniejsza erozja powstająca na powierzchni konektorów miedzianych, spowodowana oddziaływaniem lutu (rys. 15). w celu uniknięcia erozji zmieniono parametry lutowania. zmniejszono temperaturę lutowania o 5oc w każdej strefie grzejnej pieca scame i było to skutecznym rozwiązaniem problemu. wprowadzone działania pozwoliły na poprawę wyników jakościowychz 92,4 do 98,1%. pozostałe problemy związane z połączeniami ys. 13. niedolanie lutem pokrywki zespołu lutowanego ig. 13. lack of brazed subassembly alloy penetration ys 14. utleniona powierzchnia zespołów lutowanych ig. 14. oxidised surface of subassemblies ys. 15. erozja na konektorach miedzianych ig. 15. errossion on copper connector lutowanymi dotyczyły pojedynczych nieszczelności. ich analiza w celu wyjaśnienia przyczyny przecieku oraz sugerowane propozycje rozwiązania problemu przedstawiono na podstawie badań metalograficznych. adania etalogra czne poł czeń lutowanych analiza jakościowa wykazała potrzebę wykonania badań na czterech podzespołach lutowanych sprawiających największe problemy ze szczelnością połączeń. wszystkie detale lutowano zgodnie z parametrami ustalonymi za pomocą powyższych zmian w procesie lutowania. badania wykonano na nieszczelnych zespołach, ocenionych podczas testu helowego. do badań metalograficznych pobrano próbki z wykazaną nieszczelnością podczas badań penetracyjnych. miejscem badań był obszar, w którym znajdowała się nieszczelność, widoczna dzięki czerwonemu kolorowi penetrantu (rys. 16). badania metalograficzne ujawniły znaczną porowatość i braki wypełnienia szczeliny lutowniczej (rys. 17). ys. 1 . miejsce przecieku ujawnione za pomocą testu penetracyjnego ig. 1 . leak path visible due to penetration test 51przegląd spawalnictwa 8/2013 widoczne pory tworzą miejsca nieszczelności (ujawnione przez badanie penetracyjne). prawdopodobnym powodem niezgodności są: zbyt mała ilość lutu do wypełnienia istniejącej szczeliny, nierównomierna szczelina, długa droga płynięcia lutu. sugerowane działania naprawcze to: zwiększenie średnicy drutu pierścionka lutu oraz zmiana konstrukcyjna elementów zespołu w celu zmniejszenia szerokości szczeliny kapilarnej. ys. 1 . połączenie lutowane zespołów filtra olejowego, lut cu 141: 1 – konektor stalowy, 2 – tuleja dystansowa stalowa, 3 – pokrywka stalowa, w stanie nietrawionym ig. 1 . oil filter braze joint: 1 – connector, 2 – spacer, 3 – end cap, non digest ys. 1 . wady połączenia lutowanego filtra osuszającego, lut cu 922: 1 – konektor miedziany, 2 – pokrywka stalowa, w stanie nietrawionym ig. 1 . brazing failures of filter: 1 – copper connector, 2 – end cap, non digest podsu owanie na podstawie wykonanych badań można sformułować następujące wnioski. – proces lutowania twardego w piecach z atmosferą kontrolowaną jest przykładem technologii lutowania o wielu zmiennych parametrach. każdy parametr ma ogromny wpływ na jakość połączeń lutowanych. podczas projektowania technologii procesu lutowania należy mieć tego świadomość, inaczej może to prowadzić do błędnych wniosków. opracowanie technologii dla różnych pod względem konstrukcyjnym elementów wymaga dużej wiedzy teoretycznej oraz wielu prób lutowania. – analiza metalograficzna połączeń lutowanych wykazała nieprawidłowości w konstrukcji złącza, których powodem była zbyt szeroka i nierównomierna szczelina lutownicza. istota projektowania zespołów lutowanych z różnych materiałów (stal, miedź) opiera się na odpowiednim dobraniu szerokości szczeliny lutowniczej, z uwzględnieniem rozszerzalności cieplnej spajanych materiałów. – badania metalograficzne stalowych połączeń spawanych, z ujawnionymi pęknięciami, wykazały niekorzystny wpływ nadmiernie rozpłyniętego lutu miedzianego z wykonanego wcześniej, sąsiedniego połączenia lutowanego (lut spływał po pokrywce lub po rysach na szwie rury). wyniki analizy metalograficznej dają możliwość wprowadzenia zmian procesu technologicznego. literatura [1] materiały wewnętrzne firmy. [2] pn-en iso 17672:2010 lutowanie twarde – spoiwa. [3] dokumentacja techniczna pieca btu. [4] www.btu.com [5] kuta a.: opracowanie technologii lutowania filtrów osuszających i olejowych w atmosferach kontrolowanych, praca magisterska wykonana pod kierunkiem prof. z. mirskiego, wydział mechaniczny politechniki wrocławskiej, wrocław 2013. na rysunku 18 pokazano połączenie lutowane filtra z niezgodnościami ujawnionymi podczas badań metalograficznych. widoczna jest porowatość na całej powierzchni lutowiny. prawdopodobnym powodem niezgodności są: zbyt wysoka temperatura lutowania, zbyt długi czas lutowania, nieodpowiednio dobrany lut dla połączenia miedź-stal, niewłaściwa atmosfera wodorowa. sugerowana poprawa jakości połączeń lutowanych: zmiana profilu temperaturowego pieca (obniżenie temperatury lutowania), zmiana lutu na lut ag54cu40zn5ni1, dobranie odpowiednich parametrów atmosfery redukującej (wymiana filtrów, dodatkowy osuszacz powietrza). ps 11 2016 www.pdf 37przegląd  spawalnictwa vol. 88 11/2016 dopuszczalna wielkość szczeliny w złączu spawanym  ze względu na możliwość jego pękania the permissible size of the fissure in welded joint because of the possibility of his cracking dr hab. inż. krzysztof werner, prof. pcz; dr inż. kwiryn wojsyk – politechnika częstochowska. autor korespondencyjny/corresponding author: krzysztofwerner@tlen.pl streszczenie praca przedstawia ocenę złącza spawanego zawierającego niezgodność w postaci szczeliny ze względu na możliwość jego pękania. obliczono dopuszczalną wielkość szczeliny wskrośnej w złączu spawanym oraz określono stan bezpieczeństwa dla złącza zawierającego niezgodność odkrytą – szczelinę półeliptyczną o założonych wymiarach. obliczenia wykonano na podstawie krytycznych właściwości materiału złącza dla dwóch poziomów obciążenia rozciągającego z uwzględnieniem przyjętego modelu rozkładu naprężęń własnych w złączu. krytyczne właściwości materiału, tj. krytyczne rozwarcie czoła pęknięcia i odporność na pękanie, wyznaczono na podstawie wyników badań udarności dla każdej strefy złącza. słowa kluczowe: złącza spawane; kruche pękanie; niezgodności złączy spawanych abstract the work presents the opinion of welded joint with the defect, i.e. fissure, because of the possibility of his cracking. the permissible size of the fissure thoroughly in welded joint was calculation and the state of the safety was qualified for welded joint including the open defect – semielliptical fissure for put her dimensions. the calculations were made on the basis of the critical material proprieties of welded joint for two levels of tensile loading with the regard put model of the residual stress distribution. the critical material proprieties, i.e.: fracture toughness and the critical crack tip opening displacement, were estimated on basis of the test results of impact resistance for every zone of the welded joints. keywords:  welded joints; fragile cracking; welded joints’ incompatibilities wstęp ocena złącza spawanego zawierającego niezgodności spawalnicze (wady) w postaci szczelin sprowadza się do wyznaczania krytycznej lub dopuszczalnej ich wielkości lub do określenia stanu bezpieczeństwa złącza zawierającego szczelinę o znanej wielkości. taka ocena złącza jest niezbędna ze względu na możliwość jego nagłego pękania. oparta ona jest jest na zasadach liniowo-sprężystej mechaniki pękania (lsmp), według której kruche pęknięcie elementu ze szczeliną wystąpi gdy się współczynnik intensywności naprężenia ki na czole szczeliny osiągnie wartość krytyczną kic (ki = kic) [1,2]. kruche pękanie, występuje zwykle w płaskim stanie odkształcenia w elementach grubych przy niskim poziomie obciążenia, tj. gdy naprężenie nominalne względem granicy plastyczności jest niewielkie (σ/re ≤ 0,5). strefa plastyczna na czole szczeliny jest wtedy bardzo mała i można ją pominąć [2,3]. jednak kryterium lsmp można też stosować krzysztof werner, kwiryn wojsyk przy wyższym poziomie naprężenia, tzn. dla 05 < σ/re ≤ 0,8, gdzie rozpatruje się efektywną wielkość szczeliny aef. jest ona sumą rzeczywistej wielkości szczeliny a i strefy plastycznej na jej czole – rp (aef =a+rp) [2,3]. w elementach o małej grubości przy wyższych poziomach obciążenia (σ/re > 0,5) na czole szczeliny tworzy się większa strefa plastyczna. o możliwości pękania materiału w tym stanie decyduje wielkość rozwarcia czoła szczeliny δa, która po osiągnięciu krytycznej wartości δc (δa = δc) powoduje quasi-kruche pękanie materiału, zgodnie z założeniami sprężysto-plastycznej mechaniki pękania (spmp) [1÷4]. obecność szczelin nawet o bardzo małych wymiarach w elementach konstrukcyjnych poddanych działaniu obciążeń zmiennych może zainicjować rozwój pęknięcia zmęczeniowego, którego wzrost do wartości krytycznej (po pewnej liczbie cykli obciążenia) prowadzi także do zniszczenia elementu. w takim przyprzeglad welding technology review 38 przegląd  spawalnictwa vol. 88 11/2016 padku można określić trwałość zmęczeniową elementu na podstawie wyników badania rozwoju pęknięć w złączach spawanych [5,6]. współczynnik intensywności naprężenia w złączu spawanym zależy od wielkości naprężeń nominalnych spowodowanych obciążeniem zewnętrznym oraz naprężeń własnych, których rozkład i wartość można określić za pomocą analiz numerycznych (np. metodą elementów skończonych [7]) albo za pomocą różnych metod pomiaru lub modeli obliczeniowych [3]. wielkości i kształty niezgodności spawalniczych, widoczne na przełomach próbek łamanych udarowo [8], można wykryć i zmierzyć za pomocą badań nieniszczących, np. badań ultradźwiękowych lub radiograficznych. obliczenia wytrzymałościowe złączy spawanych dla obciążeń statycznych i zmiennych wg eurokodu 3 omówione są np. w pracach [9,10]. jednak możliwość zastosowania tej metodyki obliczeń przez inżynierów spawalników jest mało rozpoznana. dlatego niniejsza praca przedstawia metodykę i wyniki obliczeń dla najczęściej spotykanych szczelin w złączach spawanych z uwzględnieniem własnych naprężeń spawalniczych. zilustrowano to na przykładzie wyznaczenia długości dopuszczalnej niezgodności wzdłużnej, tj. szczeliny wskrośnej oraz określenia stanu bezpieczeństwa złącza zawierającego odkrytą wadę wzdłużną, tj. szczelinę półeliptyczną o znanych wymiarach. tematyka pracy jest szczegółowym omówieniem ogólnego zagadnienia związanego z oceną zagrożenia pękaniem złączy spawanych, prezentowanego przez autorów tej publikacji w pracach [11,12]. ocena możliwości pękania złącza   spawanego zawierającego szczelinę  dopuszczalny wymiar a wzdłużnej symetrycznej szczeliny wskrośnej o łącznej długości 2a oraz stan bezpieczeństwa złącza z wzdłużną szczeliną odkrytą — półeliptyczną o głębokości a i długości 2c na jego powierzchni określono dla doczołowo spawanych złączy ze spoiną „v” o kącie rozwarcia rowka 60º. złącza wykonano z blach stali o podwyższonej wytrzymałości s355j2+n w stanie po normalizowaniu [13,14]. blachy o grubości g = 12 mm spawano w pozycji pionowej pf (arkusz blachy o granicy plastyczności re = 384 mpa, i wytrzymałości na rozciąganie rm = 574 mpa) oraz w pozycji podolnej pa (arkusz blachy o właściwościach mechanicznych: re = 435 mpa i rm = 525 mpa). spoiny wykonano metodą mag (135). do spawania zastosowano materiał dodatkowy g3si1 — drut o średnicy d=1,2 mm, którego właściwości mechaniczne wynosiły: re(s) = 450 mpa i rm(s) = 545 mpa. ścieg graniowy wykonano z podpawaniem (bez podkładki). zgłady makroskopowe złączy spawanych w podanych pozycjach przedstawia rysunek 1. rozkład naprężeń własnych i ich wielkości w spoinie i poza nią oszacowano według europejskiej procedury fitnet, zgodnie z modelem podanym w pracy [3]. według tego modelu własne naprężenia poprzeczne σrt na powierzchni złącza w spoinie są równe granicy plastyczności re materiału rodzimego, a w strefie wpływu ciepła (swc) i dalej w materiale rodzimym maleją liniowo do zera na odcinku równym podwójnej grubości blachy. na rysunku 2 przedstawiono schemat złącza spawanego ze szczeliną wskrośną o długości 2a, oznaczenie szerokości lica i grani spoiny oraz rozkład własnych naprężeń poprzecznych na powierzchni złącza.   a )   a )   b )   c ) rys.  2.  złącze spawane – schemat: a) usytuowanie szczeliny, b) model spoiny (w=w1 – lico; w=w2 – grań), c) model rozkładu naprężeń własnych na powierzchni złącza [3] fig. 2. the scheme of welding joint: a) location of the fissure, b) model of welded joint (w=w1 – face; w=w2 – edge), c) model of residual stress distribution on surface of welded joint [3]   b ) rys. 1.  zgład makroskopowy złącza spawanego: a) w pozycji pa b) w pozycji pf fig. 1. the macroscopic section of welded joint: a) in the fix pa b) in the fix pf 39przegląd  spawalnictwa vol. 88 11/2016   (1)   (2) tablica i. praca udarowego łamania – wartości średnie z 3 próbek o przekroju w karbie 10×8 mm table i. the work of stroke break – average values of tree samples on cross-section in noth 10×8 mm strefa  złącza lico grań swc mat.  rodz. kv, j 158 149 152 149 właściwości charakteryzujące odporność materiału na pękanie wyznaczono dla różnych stref złącza na podstawie wyników badań udarności zawartych w pracach [13,14]. wartości krytyczne: rozwarcia pęknięcia δc (w mm) i odporności na pękanie kic wyznaczono na podstawie pracy kv udarowego łamania próbek (wyrażonej w j) dla każdej strefy złącza w temperaturze 20º c zgodnie z następującymi zależnościami [2,3,11]:   (3) wyniki badań kv (j) oraz obliczeń wartości krytycznych δc i kic dla różnych stref złącza ze spoiną spawaną w pozycji pf podano w tablicy i, w pracy [11] oraz w pracy [13]. wartości średnie pracy udarowego łamania złączy ze spoiną wykonaną w pozycji pa, wyznaczone na podstawie wyników badań zawartych w pracy [14], podano przykładowo w tablicy i. do określeneia możliwości pękania złącza spawanego zawierającego szczelinę zastosowano kryterium lsmp. wyznaczono wielkość dopuszczalnej szczeliny ad, z zastosowaniem współczynnika bezpieczeństwa b=2 [2]. na podstawie pierwszego wariantu (poziomu) oceny wstępnej, definiuje się maksymalną wartość parametru odporności materiału na pękanie kr jako kryterium pękania:   (4)  (4)   (5) gdzie:   (6) stąd po przekształceniu równania (3) dopuszczalna długość szczeliny wskrośnej wynosi: dodatkowo, zgodnie z innym kryterum lsmp uwzględniającym odkształcenie plastyczne na czole pęknięcia [2], wyznaczono też długość centralnej, równoważnej szczeliny wskrośnej am:   (7) gdzie współczynnik c obowiązujący dla σ/re ≥ 0,5 jest równy: ocena możliwości pękania złącza   z wzdłużną szczeliną   odkrytą półeliptyczną do oceny możliwości pękania złącza z wzdłużną szczeliną odkrytą półeliptyczną o założonych wymiarach a i 2c zastosowano bezpośrednio kryterium stanu bezpieczeństwa wg wzoru (3) obowiązującego dla poziomu obciążenia zewnętrznego sr ≤ 0,8. złącze ze szczeliną poddane działaniu stałego obciążenia nie jest narażone na pęknięcie gdy jego parametr odporności na pękanie kr i poziom stanu obciążenia sr nie przekroczą wartości granicznych (kr=√2/2 i sr = 0,8). obliczenia parametru kr wykonano wg wzoru (3) dla współczynnika intensywności naprężenia kl określonego jako: ten poziom oceny obowiązuje dla obciążenia zewnętrznego rozciągającego sr = σr/σf ≤ srf = 0,8. naprężenie końcowe σf określa się jako: σf = 0,5 (re + rm) ≤ 1,2 re [3]. ocenę możliwości pękania złączy spawanych badanej stali, zawierających niezgodność w postaci szczeliny przeprowadzono dla dwóch poziomów obciążenia zewnętrznego σr = 0,5re oraz σr = 0,8re w każdej strefie złącza. w obliczeniach uwzględniono naprężenie rozciągające od obciążenia nominalnego wraz z naprężeniami własnymi wg założonego modelu, tj. w spoinie na poziomie granicy plastyczności materiału rodzimego, a poza spoiną – średnie naprężenie własne z obu powierzchni złącza. uwzględniono także różne wartości granicy plastyczności re materiału rodzimego i spoiny, a w swc wartość wynikającą z liniowej zmiany re. dopuszczalna wielkość   wzdłużnej szczeliny wskrośnej długości dopuszczalnej szczeliny wskrośnej a=ad w złączu o szerokości b wyznaczono z równania (3) dla naprężenia σ i założonego stosunku b/a we współczynniku korekcyjnym y. współczynnik intensywności naprężenia określono jako: 40 przegląd  spawalnictwa vol. 88 11/2016 wyznaczone długości dopuszczalne ad szczeliny wskrośnej wg wzoru (5) na podstawie badania udarności 10 złączy o różnym położeniu szczeliny względem spoiny wykonanej w pozycji pf są najniższe w spoinie i wraz ze wzrostem odległości l od niej wzrastają, początkowo nieznacznie w swc, a następnie coraz szybciej osiągając ponad trzykrotnie większe wartości przy większej odległościach l. tendencja ta dotyczy zarówno niskiego poziomu obciążenia (rys. 3), jak i wysokiego (rys. 4). jednak przy wyższym poziomie obciążenia długości szczeliny dopuszczalnej są znacząco mniejsze. podobne tendencje zmiany dotyczą długości szczeliny równoważnej am dla obu poziomów obciążenia. jednak wyznaczone wartości am są wyraźnie większe niż odpowiadające im wartości ad. istotny wpływ na wartość długości szczeliny dopuszczalnej ma stosunek szerokości złącza do długości szczeliny b/a. przy małej wartości b/a=3 długości szczeliny dopuszczalnej ad są rzędu ok. 60% odpowiednich długości ad dla złącza o wartości b/a=10. wraz ze wzrostem względnej szerokości złącza wpływ ten maleje i np. dla b/a=100 wartości ad są tylko nieznacznie większe niż dla b/a=10. rys.  7.  długość szczeliny równoważnej am, mm (wz. 6) przy σr = 0,5re dla trzech serii próbek pobranych w różnych strefach złącza ze spoiną spawaną w pozycji pa fig.  7. the length of equivalent fissure am, mm (formula 6) at σr = 0,5re for three series of samples in the fix pa taken in various zones of welded joint rys. 5. długość szczeliny: dopuszczalna ad (wz. 5) oraz równoważna am (wz. 6). spoina wykonana w pozycji pf, σr = 0,5re fig. 5. the length of fissure: permissible ad (formula 5) and equivalent am (formula 6). the joint welded in the fix pf, σr = 0,5re rys. 6. długość szczeliny: dopuszczalna ad (wz. 5) oraz równoważna am (wz. 6). spoina wykonana w pozycji pf, σr = 0,8re fig. 6. the length of fissure: permissible ad (formula 5) and equivalent am (formula 6). the joint welded in the fix pf, σr = 0,8re współczynnik korekcyjny mm w punkcie b szczeliny półeliptycznej można określić z wykresu przedstawionego na rysunku 3, w zależności od stosunków wymiarów: a/g i a/2c. natomiast wartość całki eliptycznej φ zależnej od stosunku wymiarów a/c można określić z wykresu przedstawionego na rysunku 4 [2]. wyznaczone, bezpieczne długości szczelin  wskrośnych w rozpatrywanych złączach obliczone dopuszczalne i równoważne długości szczeliny wskrośnej w funkcji jej położenia w złączu spawanym przedstawiono na rysunkach 5 i 6 dla złączy ze spoiną wykonaną w pozycji pf oraz na rysunkach 7 i 8 dla złączy ze spoiną wykonaną w pozycji pa. rys. 3. współczynnik mm w punkcie b szczeliny półeliptycznej [2] fig. 3. the coefficient mm in point b of the semielliptical fissure [2] rys. 4. wartość całki eliptycznej dla szczeliny półeliptycznej i eliptycznej fig. 4. value of the elliptic integral for semielliptical and elliptical fissure [2] 41przegląd  spawalnictwa vol. 88 11/2016   b ) rys. 8. długość szczeliny dopuszczalnej ad, mm (wz. 5 – wartości średnie) dla σr = 0,5re (a) i σr = 0,8re (b). złącza ze spoiną spawaną w pozycji pa o różnej szerokości względnej (b/a) fig. 8. the length of permissible fissure ad (formula 5 – average values) for σr = 0,5re (a) and σr = 0,8re (b). the welded joints with joint in the fix pa for the various relative width obliczone długości szczelin am (rys. 7) na podstawie wyników badań udarności trzech próbek w każdej strefie złącza ze spoiną spawaną w pozycji pa wykazywały bardzo małe różnice (podobnie jak długości ad). ich wartości były małe i zbliżone do siebie w strefie lica i grani spoiny oraz w swc. natomiast w materiale rodzimym były około cztery razy większe niż w wymienionych strefach spoiny. wartości średnie długości dopuszczalnego pęknięcia ad dla strefy grani oraz swc (rys. 8a) są o około połowę mniejsze niż długości równoważnego pęknięcia am w tych strefach (rys. 7). w strefie lica spoiny (rys. 8) wartości ad są najmniejsze, co może wskazywać na większą skłonność do kruchego pękania spoiny spawanej w pozycji pa niż w pozycji pf. wynikać to może z większego wpływu samoczynnej obróbki cieplnej spoiny wykonanej w pozycji pf na rozdrobnienie ziarna (większa liczba ściegów) niż w pozycji pa. natomiast w materiale rodzimym wartości am oraz ad lico grań swc m. rodz.   a ) lico grań swc m. rodz. rys.  9.  pole bezpieczeństwa (kr×srf) dla złączy spawanych z wadą odkrytą (szczeliną półeliptyczną o wymiarach a/c w mm). spoina spawana w pozycji pa fig. 9. field of the safety (kr×srf) for welded joints with the open defect (the semielliptical for dimensions a/c in mm). the joint welded in the fix pa dla szerokich złączy (b/a≥10) są prawie jednakowe, co można zaobserwować porównując odpowiednie wykresy na rysunkach 7 i 8. przy wysokim poziomie obciążenia (σr = 0,8re) długości ad dopuszczalnego pęknięcia dla każdej strefy złącza są mniejsze niż przy niskim (σr = 0,5re), co wynika z analizy ich wartości przedstawionych na rysunkach: 8a i 8b. istnienie niezgodności spawalniczej odkrytej w postaci szczeliny półeliptycznej w złączu spawanym jest mniej niebezpieczne niż szczeliny wskrośnej. zagrożenie możliwością pękania (rys. 9) pojawia się przy większych wymiarach szczeliny (a/c= 6/30 mm) i stosunkowo wysokim poziomie obciążenia (σr = 0,8re, tzn. sr=727) w licu spoiny, w grani i w swc. natomiast szczelina tej wielkości w materiale rodzimym przy tym samym poziomie obciążenia mieści się w polu bezpieczeństwa kr×srf = 0,71×0,8 (rys. 9). 42 przegląd  spawalnictwa vol. 88 11/2016 podsumowanie i wnioski na podstawie przeprowadzonej analizy wyznaczonych dopuszczalnych wielkości wzdłużnej szczeliny wskrośnej oraz stanu bezpieczeństwa dla szczeliny połeliptycznej w doczołowym złączu spawanym sformułowano następujące spostrzeżenia i wnioski: wyznaczone dla różnych stref złącza spawanego długości szczeliny dopuszczalnej ad wg wzoru (5) uwzględniającego naprężenia rzeczywiste (czyli naprężenia nominalne i własne) wskazują, że największe zagrożenie pękaniem występuje w strefie spoiny i w swc, gdzie długości ad są najmniejsze. wraz z oddalaniem się położenia szczeliny od osi spoiny jej dopuszczalna długość wzrasta osiągając największą wartość w materiale rodzimym (ok. 4 razy większą niż w spoinie – dla złączy ze spoiną wykonaną w pozycji pa). istotny wpływ na wartość długości szczeliny dopuszczalnej ad ma stosunek szerokości złącza do długości szczeliny b/a. przy małej wartości b/a=3 długości ad szczeliny dopuszczalnej wynoszą ok. 60% odpowiednich wartości ad dla b/a=10. ogólnie, ze wzrostem względnej szerokości złącza wpływ ten szybko maleje. zastosowanie zależności (6) do wyznaczania długości am wskrośnej szczeliny równoważnej, przy naprężeniu rzeczywistym (z uwzględnieniem naprężeń własnych), pozwala uzyskać dobrą korelację wyników długości szczeliny równoważnej i dopuszczalnej określanej wg formuły (5) ale na wyraźnie wyższym poziomie bezpiecznych długości szczeliny. wyraźne zmiany wyznaczanych wielkości wg obu formuł występują w pobliżu granicy spoiny i swc. zagrożenie możliwością pękania złącza ze szczeliną odkrytą półeliptyczną pojawia się przy większych wymiarach szczeliny (a/c= 6/30 mm) i stosunkowo wysokim poziomie obciążenia (σr = 0,8re, tzn. sr=727) w licu spoiny, w grani i w swc. natomiast szczelina tej wielkości w materiale rodzimym przy tym samym poziomie obciążenia mieści się w polu bezpieczeństwa kr×srf = 0,71×0,8. literatura [1] kocańda s.: zmęczeniowe pękanie metali, wnt warszawa 198. [2] rykaluk k.: pęknięcia w konstrukcjach stalowych, dolnośląskie wydawnictwo edukacyjne wrocław 2000. [3] neimitz a.: mechanika pękania, pwn warszawa 1998. [4] brózda j.: wprowadzenie do mechaniki pękania, instytut spawalnictwa gliwice 2008. [5] prażmowski m., rozumek d.: rozwój pęknięć przy cyklicznym zginaniu w złączu cyrkon-stal powstałych w wyniku zgrzewania wybuchowego. przegląd spawalnictwa 4/2014 s. 45-50. [6] bański r., rozumek d.: rozwój pęknięć zmęczeniowych w bimetalach stal-tytan wykonanych metodą zgrzewania wybuchowego (platerowania). przegląd spawalnictwa 4/2012 s. 9. [7] stasiuk p., karolczuk a., kuczko w.: rozkład naprężeń w krzyżowym złączu spawanym z uwzględnieniem rzeczywistego kształtu spoiny. przegląd spawalnictwa 1/2014 s. 29-33. [8] słania j., staniszewski k., hyc k.: ocena przełomów złączy spawanych po próbie łamania. przegląd spawalnictwa 12/2013 s. 142-151. [9] wichtowski b.: obliczenia złączy spawanych poddanych obciążeniom statycznym i zmęczeniowym według eurokodu 3. przegląd spawalnictwa 1/2011 s. 15. [10] wichtowski b., wichtowski m.: wytrzymałość zmęczeniowa spoin czołowych z nakładkami wg eurokodu 3. przegląd spawalnictwa 3/2011 s. 36. [11] werner k., wojsyk k.: analiza możliwości kruchego pękania spawanych elementów konstrukcji stalowych. przegląd spawalnictwa 5/2015 s. 91-93. [12] werner k., wojsyk k.: wyznaczanie dopuszczalnej wielkości szczeliny w złączu spawanym ze względu na możliwość jego pękania. przegląd spawalnictwa 10/2015 s. 45-48. [13] miśta j.: ocena dopuszczalności niezgodności spawalniczych dokonywana na podstawie mechaniki pękania w złączach ze stali typu s355 w różnych temperaturach. praca magisterska pod kier. k. wojsyka, częstochowa 2013. [14] pietrzak e.: wyznaczanie maksymalnych niezgodności spawalniczych na podstawie zbadanych właściwości fizycznych materiału oraz mechaniki pękania. praca magisterska pod kier. k. wojsyka, częstochowa 2012. ps 4 2016 www hr.pdf 54 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 4/2016 mikrostruktura i własności złączy naprawczych   wykonanych na stopie hastelloy x   przed i po eksploatacji w turbinie gazowej microstructure and properties of repair welds with the use of hastelloy x alloy in the delivery condition and after long term service streszczenie przedmiotem badań były złącza spawane ze stopu niklu umacnianego roztworowo o nazwie handlowej hastelloy x. proces spawania przeprowadzono metodą gtaw (z ang. gas tungsten arc welding) na materiale w stanie dostawy oraz po eksploatacji tj. pochodzącym z turbiny gazowej. w celu porównania zmian mikrostrukturalnych i własności wykonano badania za pomocą mikroskopii świetlnej, skaningowej oraz pomiary mikrotwardości. dodatkowo przeprowadzono badania za pomocą transmisyjnej mikroskopii elektronowej (tem) w obszarze materiału rodzimego po eksploatacji. wykonane badania tem były podstawą do stwierdzenia, iż temperatura eksploatacji wpłynęła jedynie na zwiększenie ilości i średnicy wydzieleń węglików typu m6c, natomiast temperatura eksploatacji leżała poza zakresem wydzielania faz wtórnych węglików typu m23c6 i faz topologicznie zwarcie wypełnione σ lub µ. hastelloy x w stanie przesyconym charakteryzuje się bardzo dobrą spawalności, jednakże może ona ulec obniżeniu w wyniku obecności kruchych i niskotopliwych faz powstałych w trakcie eksploatacji. słowa kluczowe: hastelloy x; turbina gazowa; nadstopy abstract the aim of the present study was to characterize repair welds performed on solid solution strengthened nickel-based superalloy also known hastelloy x. the welding process was performed using gtaw. process was carried out on materials in solid solution condition (unaged state) and after long term service in gas turbine. in order to compare microstructural changes and properties of welds light microscopy, scanning electron microscopy and microhardness measurements were performed. additionally, transmission electron microscopy (tem) of the base material after long term service was carried out. tem study was the basis for the conclusion that the operating temperature had an impact on increase the amount and diameter of m6c-type carbides. operating temperature of the turbine part was too low to contribute to the precipitation of m23c6type carbides and topologically closed packed phases σ and µ. alloy in solid solution condition has excellent weldability but precipitation of brittle and low melting temperature constituents during service may affect the tendency to cracking. keywords: hastelloy x; gas turbine; superalloys wstęp stopy niklu są wykorzystywane przy budowie energetycznych turbin gazowych, głównie na elementy pracujące w bardzo wysokich temperaturach i silnie agresywnym środowisku korozyjnym. ekstremalnie trudne warunki eksploatacji sprawiają, że obecnie są materiałami bezkonkurencyjnymi na wysokotemperaturowe elementy turbin. w przemyśle energetycznym i wydobywczym od ponad 50 lat stanowią ważne ogniwo w konstrukcji jednostek [1]. spawalność stopów niklu, a więc bezpośrednio związana z tym trwałość połączeń spawanych jest silnie zależna, niekiedy nawet ograniczona przez mikrostrukturalną niestabilność. hastelloy x został zaprojektowany na elementy pracujące w temperaturze do 900 ˚c w związku z czym mikrostruktura łukasz rakoczy, anna zielińska-lipiec, lechosław tuz ze stanu przesyconego po tysiącach godzin pracy może w znaczącym stopniu się zmienić [2]. w stanie przesyconym mikrostruktura stopu hastelloy x składa się z osnowy γ oraz pierwotnych węglików typu m6c bogatych w molibden. w swojej pracy zhao, larsen i ravikumar zebrali informacje na temat zmian mikrostrukturalnych w stopie hastelloy x opracowując wykres ctpi [3]. metodyka badań przedmiotem badań były dwa złącza spawane wykonane ze stopu niklu o nazwie handlowej hastelloy x. pierwsze mgr inż. łukasz rakoczy; dr hab. inż. anna zielińska-lipiec, prof. agh; dr inż. lechosław tuz – agh akademia górniczo-hutnicza w krakowie. autor korespondencyjny/corresponding author: lrakoczy@agh.edu.pl przeglad welding technology review 55przegląd  spawalnictwa       vol. 88 4/2016 złącze wykonano na materiale w stanie przesyconym, natomiast drugie na materiale po eksploatacji pochodzącym z turbiny gazowej. złącza zostały wykonane metodą gtaw przy użyciu materiału dodatkowego hast-x (ernicrmo-2) o takim samym składzie chemicznym jak materiał rodzimy [4]. skład chemiczny stopu podano w tabeli i. trawienie złączy do badań za pomocą mikroskopii świetlnej i skaningowej przeprowadzono w odczynniku kalling’a. badania wykonano odpowiednio na urządzeniach leica dm400 i fei nova nanosem 450. przygotowanie cienkich folii poprzedziło szlifowanie mechaniczne do grubości 55 µm, dimplowanie do 20 µm oraz ścienianie jonowe. obserwacje przeprowadzono na mikroskopie jeol jem-2010 arp. pomiary mikrotwardości hv0,3 wykonano przy pomocy urządzenia zwick/roell. wyniki badań charakterystyka materiałów rodzimych procesowi spawania poddano materiał w stanie przesyconym (rys. 1a) oraz materiał po eksploatacji w turbinie gazowej (rys.1b). w wyniku trawienia ujawniono duże równoosiowe ziarna osnowy z nielicznymi bliźniakami wyżarzania. obecność węglików m6c na granicach ziaren i w ich objętości potwierdzono za pomocą mikroskopii skaningowej i transmisyjnej. pierwiastek cr fe mo co w c mn si nb al b ni % wt. 20,38 14,8 9,22 1,39 0,76 0,05 0,42 0,5 0,36 0,12 0,0004 reszta tablica i. skład chemiczny stopu table i. chemical composition of hastelloy x alloy   a)   b) rys.  1.  mikrostruktura materiału rodzimego: a) stan przesycony; b) po eksploatacji fig.  1. microstructure of base metal: a) solid solution condition; b) after long term service w stanie dostawy, a więc w stanie przesyconym, hastelloy x charakteryzuje się bardzo dobrą spawalnością, jednakże mikrostruktura podczas pracy ulega zmianie w związku z czym może mieć wpływ na skłonność materiału do pęknięć. rys. 2. wydzielenie węglika m6c w materiale po eksploatacji fig. 2. precipitation of m6c-type carbide in long term serviced alloy w celu doboru parametrów spawania istotna jest znajomość zmian mikrostrukturalnych spowodowanych eksploatacją. badanie cienkich folii za pomocą tem pozwoliły ujawnić obecność pojedynczych wydzieleń wewnątrz ziaren. przykładową morfologię wydzielenia pokazano na rysunku 2. w materiale rodzimym po eksploatacji przy pomocy transmisyjnego mikroskopu elektronowego zaobserwowano jedynie węgliki m6c, co może wskazywać zgodnie z danymi [3] (rys. 3), że średnia temperatura pracy nie przekroczyła 500 ̊ c. wielkość węglików wskazuje na stosunkowo długi czas pracy. w materiale rodzimym w stanie dostawy w mikrostrukturze węgliki są drobnodyspersyjne [2] i skutecznie ograniczają ruch dyslokacji. z kolei węgliki, których średnica przekracza 500 nm nie są czynnikiem umacniającym. rys. 3. wykres ctpi dla stopu hastelloy x [3] fig. 3. ttt diagram for hastelloy x mikrostruktura złączy spawanych mikrostruktury złączy obejmujące spoinę, strefę wpływu ciepła i materiał rodzimy przedstawiono na rysunku 4. podczas badań mikrostruktury nie stwierdzono obecności niezgodności spawalniczych, w związku z czym można stwierdzić, iż parametry procesu spawania zostały dobrane prawidłowo.   a)   b) rys.  4.  mikrostruktura złączy wykonanych na stopie w stanie: a) przesyconym; b) po eksploatacji fig.  4. microstructure of repair welds conducted on hastelloy x: a) solid solution condition; b) after long term service zaobserwowano bardzo wąski obszar wymieszania, charakterystyczny dla złączy od którym wymagana jest wysoka odporność na korozję w podwyższonej temperaturze pracy. spawanie przeprowadzono ze stosunkowo niską energią 56 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 4/2016 liniową w celu zminimalizowania segregacji na linii wtopienia (rysunek 4a). znaczące różnice mikrostrukturalne ujawniono w procesie trawienia w obszarze strefy wpływu ciepła złącza wykonanego na materiale po eksploatacji (rysunek 4b). w celu uzyskania informacji o morfologii wydzieleń w strefie wpływu ciepła w pobliżu linii wtopienia wykorzystano skaningową mikroskopię elektronową. na rysunku 5 pokazano wydzielenia na granicach ziaren.   a)   b) rys. 5. wydzielenia w strefie wpływu ciepła: a) węgliki w złączu wykonanym na stopie w stanie przesyconym; b) eutektyka w złączu wykonanym na stopie po eksploatacji fig. 5. precipitation in heat affected zone; a) carbides in unaged alloy; b) eutectic in serviced alloy cechą charakterystyczną dla obydwu złączy jest to, że wydzielenia w strefie wpływu ciepła zostały częściowo rozpuszczone. szybkość chłodzenia po spawaniu była na tyle wysoka, iż nie nastąpiło powtórne wydzielenie węglików. w złączu wykonanym na stopie w stanie przesyconym, granice ziaren są obsadzone węglikami (rysunek 5a). w złączu wykonanym na materiale po eksploatacji oprócz wydzieleń na granicach ziaren obserwowano tworzenie obszarów eutektycznych (rysunek 5b), co wskazuje, iż temperatura topnienia tych obszarów lokalnie uległa obniżeniu. przy odpowiednio wysokim poziomie naprężeń może się to przyczyniać do pękania likwacyjnego [5]. pomiar mikrotwardości  pomiary mikrotwardości obydwu złączy wykonano w materiale rodzimym, strefie wpływu ciepła i w spoinie. w każdym z tych obszarów wykonano 3 pomiary. wyniki zostały zestawione w tabeli ii. złącze wykonane na stopie w stanie przesyconym oznaczononumerem 1, natomiast na stopie po eksploatacji numerem 2. mikrotwardość stopu po eksploatacji jest wyższa o około 40 hv0,3 względem materiału po przesycaniu. podobną zależność obserwuje się w strefie wpływu ciepła. twardość w spoinie miała zbliżone wartości, ponieważ wykonano ją z użyciem tego samego materiału dodatkowego. obszar  pomiaru spoina strefa wpływu ciepła materiał rodzimy 1 212 221 225 212 229 243 216 213 224 2 216 215 225 234 268 267 253 261 256 tablica ii. wyniki pomiaru mikrotwardości hv0,3 table ii. microhardness hv0,3 results literatura [1] m.b. henderson, d. arrell, larsson, g, m. heobel, r.: marchant „nickel based superalloy welding practices for industrial gas turbine applications”. science and technology of welding and joining 2004; vol. 9, no.1: 13-21. [2] f. najafzadegan,, h. mansori, m. shamanian, „investigation of microstructure of the weld zone of hastelloy x via pulsed nd-yag laser welds”. journal of advanced materials and processing 2013; vol.1, no. 4: 49-56. [3] j.-c. zhao, m. larsen, v. ravikumar, „phase precipitation and time–temperature transformation diagram of hastelloy x”. materials science and engineering 2000; a293: 112–119 [4] http://www.hayneswire.com/weldingproducts.html [5] j. n. dupont, j. c. lippold, s.d kiser, „welding metallurgy and weldability of nickel-base alloys”, a john wiley & sons, inc.; 2009. wnioski na podstawie zrealizowanych badań stwierdzono, że parametry procesu spawania zostały dobrane prawidłowo, co pozwoliło otrzymać złącza wolne od niezgodności spawalniczych. badany stop w stanie przesyconym, jak i po eksploatacji charakteryzuje się bardzo dobrą spawalnością. zmiany mikrostrukturalne wywołane eksploatacją, badane za pomocą transmisyjnej mikroskopii elektronowej, potwierdzają jedynie obecność dużych węglików typu m6c. na podstawie badań zhao [3] oszacowano, że temperatura pracy nie przekroczyła 500 ˚c. temperatura była zbyt niska, aby wydzieliły się kruche fazy obniżające bardzo dobrą spawalność stopu. twardość materiału rodzimego po eksploatacji względem materiału w stanie przesyconym jest wyższa, jednakże wartości te są w pełni akceptowalne. strefa wpływu ciepła mimo rozpuszczenia węglików charakteryzowała się wartościami twardości zbliżonymi do materiału rodzimego, co związane jest prawdopodobnie z umocnieniem osnowy przez rozpuszczony w niej molibden. badania.wykonano.w.ramach.pracy.statutowej.11 .11 .110 .299 ..szczególne.podziękowania.dla.prof ..dr.hab ..inż ..stanisława.dymka. (agh,.akademia.górniczo-hutnicza.w.krakowie).za.pomoc.przy.wykonaniu.badań.transmisyjnej.mikroskopii.elektronowej . 201306_pspaw_5i5a.pdf 54 przegląd spawalnictwa 6/2013 grzegorz rogalski dariusz fydrych włodzimierz walczak zastosowanie zgrzewania wybuchowego do wytwarzania kompozytów metalowych z osnową aluminiową application of explosion welding for fabrication  of aluminum matrix metal composites dr inż. grzegorz rogalski, dr inż. dariusz fydrych, prof. dr hab. inż. włodzimierz walczak – politechnika gdańska. streszczenie energia wybuchu może zostać wykorzystana do realizacji wielu procesów technologicznych, m.in. wytwarzania złączy zgrzewanych, prasowania proszków, tłoczenia, odprężania i utwardzania metali. bardzo interesującym zastosowaniem technologii zgrzewania wybuchowego jest wytwarzanie kompozytów metalowych. w artykule scharakteryzowano kompozyty metalowe i zgrzewanie wybuchowe jako jedną z metod ich otrzymywania. przedstawiono autorską technologię uzyskiwania kompozytów metalowych z osnowią aluminiową wzmocnionych wysokostopowymi drutami stalowymi. na podstawie wyników badań metalograficznych, wytrzymałościowych oraz analitycznych wykazano przydatność wykorzystania energii wybuchu do wytwarzania kompozytów z aluminium wzmacnianego drutami stalowymi oraz zaproponowano kierunki dalszych badań. abstract the energy of explosion can be used to implement a number of processes, including manufacturing of explosion welded joints, pressing powders, press forming, annealing and hardening of metals. highly interesting application for explosion welding technology is the production of metal composites. the article characterizes the metal composites and explosion welding as one of the methods for obtaining them. an original technology of obtaining metal composites with aluminum matrix strengthened with steel wires was presented. based on the results of metallographic, strength and analytic tests the suitability of the use of energy of explosion to produce composites of aluminum strengthened with steel wires was demonstrated and directions for future research were suggested. wstęp postęp m.in. w przemyśle energetycznym, lotniczym, kosmicznym czy samochodowym wymusza opracowywanie nowych materiałów konstrukcyjnych, które muszą charakteryzować się bardzo specyficznymi właściwościami. bardzo często właściwości te są połączeniem cech charakterystycznych dla różnych materiałów, np. odporności na korozję połączonej z dużą wytrzymałością mechaniczną. materiałami spełniającymi tak wysokie wymagania są m.in. kompozyty metalowe. nie należą one jednak do materiałów powszechnie stosowanych ze względu na małą dostępność. wynika to z bardzo dużych kosztów wytwarzania, na które składają się złożone i kosztowne cykle technologiczne. badania są prowadzone w kierunku uproszczenia technologii wytwarzania kompozytów metalowych oraz do zastąpienia kosztownych, unikatownych włókien zbrojących włóknami tańszymi, łatwiej dostępnymi, przy równoczesnym zachowaniu wymaganych od kompozytu odpowiednich właściwości mechanicznych i fizycznych. 55przegląd spawalnictwa 6/2013 obecnie do wytwarzania kompozytów metalowych najczęściej stosowane są metody, w których wzmocnienie wprowadzane jest mechanicznie. stosuje się w tym celu procesy obróbki plastycznej, procesy odlewnicze oraz procesy związane ze strącaniem i napylaniem [5]. metodą, która umożliwia łączenie materiałów metalowych o odmiennych właściwościach fizykochemicznych, jest zgrzewanie wybuchowe. wykorzystuje się ją również do wytwarzania kompozytów metalowych. fala wybuchowa zapewnia bowiem uzyskiwanie wymaganych do tego celu dużych nacisków i bardzo krótkich czasów ich działania. charakterystyka kompozytów metalowych kompozyty to materiały uzyskiwane przez połączenie ze sobą co najmniej dwóch różnych materiałów inżynierskich, w wyniku którego będą posiadać właściwości będące wypadkową komponentów i ich udziałów objętościowych. przyjęto, że kompozyt to materiał, który musi spełniać następujące warunki [4, 9]: – materiał musi być wytworzony sztucznie. – materiał musi składać się z co najmniej dwóch różniących się chemicznie i fizycznie materiałów, z których jeden stanowi osnowę, a drugi wzmocnienie. – pomiędzy komponentami musi istnieć wyraźna granica rozdziału. – zadaniem osnowy jest spajanie wzmocnienia i przekazywanie obciążeń zewnętrznych na wzmocnienie. – zadaniem wzmocnienia jest przenoszenie obciążeń zewnętrznych. osnowa w materiale kompozytowym poza spajaniem wzmocnienia oraz przenoszeniem obciążenia na włókna chroni je przed czynnikami zewnętrznymi. właściwości osnowy mają również wpływ na niektóre właściwości kompozytów, np. ciągliwość czy właściwości izolacyjne. z punktu widzenia wytwarzania kompozytów metalowych najczęściej jako osnowy mają zastosowanie: – stopy metali lekkich (al, mg) – zastosowanie w przemyśle lotniczym i samochodowym; – stopy srebra i miedzi – zastosowanie tam, gdzie wymagane są dobre właściwości cieplne oraz elektryczne; – stopy niklu – zastosowanie na łopatki turbin (duża żarowytrzymałość); – stopy ołowiu i cynku – zastosowanie tam, gdzie wymagane są bardzo dobre właściwości ślizgowe. wzmocnienia metaliczne są wytwarzane najczęściej w postaci włókien. mogą być one ułożone w kompozycie w różny sposób oraz pod różnymi postaciami, np.: włókna ciągłe jednokierunkowe, różnego rodzaju siatki (typu fornir), siatki przestrzenne, siatki płócienne, włókna nieciągłe o ustalonym kierunku oraz włókna nieciągłe rozmieszczone chaotycznie. włókna te mają najczęściej średnice ponad 150 μm (w zależności od grubości osnowy i wymaganych właściwości). wytrzymałość wzmocnienia nie przekracza zazwyczaj rm = 1800 mpa [4]. prowadzone są jednak badania nad otrzymaniem włókien o mniejszych średnicach i większej wytrzymałości na rozciąganie przy małych kosztach ich wytwarzania. przykładem takiego rozwiązania jest kompozyt o osnowie niklowej i wzmocnieniu wolframowym, będący doskonałym materiałem do pracy w wysokiej temperaturze. zastosowanie kompozytów metalowych ma miejsce w sytuacjach, w których wysoki koszt zakupu rekompensowany jest znacznym zwiększeniem żywotności elementów (obniżenie kosztów eksploatacji). dlatego znalazły one zastosowanie głównie w przemyśle lotniczym oraz energetycznym: – kompozyt aluminium-bor: łopatki wirnika, – kompozyt ołów-drut stalowy: łożyska, – kompozyt miedź-drut wolframowy: dysze silników, – kompozyt aluminium-stal: rury wysokociśnieniowe. jak widać, kompozyty metalowe mają liczne zalety. wraz z opracowaniem nowych, tańszych technologii wytwarzania kompozytów oraz ich komponentów mogą one znaleźć szerokie zastosowanie w różnych dziedzinach. zgrzewanie wybuchowe kompozytów metalowych zgrzewanie wybuchowe to metoda trwałego łączenia dwóch lub więcej elementów przez ich zderzenie z dużymi prędkościami (300÷3000 m/s) spowodowane detonacją materiału wybuchowego [2, 10]. najczęściej stosowanym sposobem zgrzewania wybuchowego jest zgrzewanie bezpośrednie, w którym materiał wybuchowy w czasie detonacji działa bezpośrednio na jeden z przedmiotów i dociska go do drugiego. podstawowe układy zgrzewania przedstawiono na rysunku 1. możliwe jest również kształtowanie konstrukcji rys. 1. schematy przebiegu zderzenia płyt dla podstawowych układów zgrzewania: β – kąt zderzenia, δ – kąt odrzutu, α – kąt wstępnego ustawienia płyt, v1, vc – prędkość punktu zderzenia c względem zgrzewanych płyt, vk – prędkość strumienia odwrotnego, d – prędkość detonacji, h – wysokość warstwy materiału wybuchowego [9] fig. 1. schemes of a collision of plates for basic explosion welding systems: β – the collision angle, δ – the angle of recoil, α – the presetting plates angle, v1, vc – the collision point velocity c in relation to explosion welded plates, vk – the reverse jet velocity, d – the detonation velocity, h – the height of the layer of explosive material 56 przegląd spawalnictwa 6/2013 w czasie zgrzewania [9]. parametrami charakteryzującymi zgrzewanie wybuchowe są: prędkość zderzenia vp [m/s], kąt zderzenia β [ o], prędkość łączenia v [m/s], prędkość detonacji materiału wybuchowego vd [m/s] oraz kąt wstępnego ustawienia płyt α [o]. bardzo ważnymi czynnikami procesu są właściwości fizyczne i mechaniczne łączonych elementów oraz ich wymiary. do zgrzewania wykorzystuje się najczęściej dwa układy, tj. układ pod kątem (płyta nastrzeliwana ustawiona jest pod odpowiednim kątem względem płyty podstawowej) oraz układ równoległy (cała powierzchnia płyty nastrzeliwanej znajduje się w stałej odległości od płyty podstawowej). schematy podstawowych układów zgrzewania wybuchowego pokazano na rysunku 1. literatura dotycząca wytwarzania kompozytów metalowych z wykorzystaniem zgrzewania wybuchowego jest nieliczna [3, 6, 10]. z analizy źródeł literaturowych wynika, że zgrzewanie wybuchowe jest interesującym i alternatywnym sposobem otrzymywania kompozytów metalowych, jednak bardzo ważną rolę spełnia odpowiednie przygotowanie układu do zgrzewania [1]. należy także pamiętać, że w przypadku kompozytów metalowych połączenia wzmocnienia z osnową narażone są przy zgrzewaniu wybuchowym na powstawanie niekorzystnych warstw pośrednich (związków międzymetalicznych) [10]. bardziej szczegółowe informacje dotyczą opracowania technologii zgrzewania w układzie skośnym wielowarstwowych kompozytów o osnowie aluminiowej (folia o grubości 190 μm) i tytanowej (folia o grubości 310 μm) ze wzmocnieniem z drutu stalowego o średnicy φ = 200 μm i rm = 3,2 gpa. stwierdzono, że wytrzymałość kompozytów wzrasta wraz ze stopniem wypełnienia wzmocnieniem, a istotną rolę odgrywa połączenie na granicy włókno-folia. w przypadku niewłaściwego połączenia wytrzymałość jest niższa niż obliczona na podstawie prawa mieszanin, co potwierdziły badania wzmocnienia [6]. kompozyty metalowe można otrzymywać również przy zastosowaniu wzmocnienia w postaci blach. zadowalające rezultaty otrzymano w wyniku jednoczesnego zgrzewania kilku warstw miedzi i mosiądzu, aluminium i stali odpornej na korozję, miedzi i stali odpornej na korozję, aluminium i stali maraging oraz tytanu i stali maraging [3]. kompozyty metalowe wzmacniane drutami powinny charakteryzować się jak największym stopniem wypełnienia. zgrzewanie wybuchowe wymaga zatem szczegółowej analizy procesu technologicznego [10]. badania własne celem badań było opracowanie technologii zgrzewania wybuchowego kompozytów metalowych oraz określenie jakości i właściwości wytrzymałościowych połączenia między komponentami. przeprowadzono cztery próby zgrzewania wybuchowego zgodnie z planem: – próby 1 i 2: materiał wzmocnienia stanowił drut ze stopu kanthal (68% fe; 24% cr; 1% co) o średnicy 0,2 mm (rm = 650÷860 mpa) ułożony prostopadle do fali detonacyjnej. – próba 3: materiał wzmocnienia stanowił drut ze stopu kanthal o średnicy 0,2 mm w postaci siatki o wymiarach oczek 1×1 mm. – próba 4: materiał wzmocnienia stanowił drut spawalniczy messer-griesheim grini 10 (37% ni; 29% cr; 25,5% fe; 3,5% mo; 2,5% mn; 2% cu; 0,5% si; 0,025% c) o średnicy 1,2 mm (rm = 820 mpa) ułożony prostopadle do fali detonacyjnej. we wszystkich przypadkach osnowę kompozytu stanowiła blacha z aluminium a1 (rm = 70÷110 mpa) o grubości 2 mm i wymiarach 300×300 mm. wszystkie próby zgrzewania przeprowadzono w układzie równoległym w ten sposób, że na masywnym podłożu stalowym układano kolejno płytę aluminiową – podstawową, a następnie w odległości h1 = 1 mm wzmocnienie oraz w odległości h2 = 1 mm aluminiową płytę nastrzeliwaną (h1 + h2 ≤ 2 mm) (rys. 2). powierzchnie płyt z aluminium trawiono, a powierzchnie drutów i siatek oczyszczono papierem ściernym i odtłuszczono benzyną ekstrakcyjną. na powierzchni płyty nastrzeliwanej umieszczono pojemniki wypełnione materiałem wybuchowym. zastosowano materiały wybuchowe na bazie saletry amonowej: amonal 6 (d = 1800 m/s, ρw = 0,87 g/cm 3) dla płyt 1÷3 i ms (d = 2200 m/s, ρw = 0,75 g/cm 3) dla płyty 4. dla materiałów tych dobrano parametry zgrzewania zapewniające uzyskanie kątów zderzenia płyt aluminiowych β = 19˚20″. zgrzane płyty poddano badaniom wizualnym, statycznej próbie rozciągania oraz badaniom metalograficznym. rys. 2. schemat układu zgrzewania kompozytu metalowego; 1 – podłoże stalowe, 2 – płyta podstawowa, 3 – wzmocnienie, 4 – kołki dystansowe, 5 – płyta nastrzeliwana, 6 – płyta buforowa, 7 – pojemnik na materiał wybuchowy [8] fig. 2. scheme of the metal composite explosion welding. 1 – the steel anvil, 2 – the base plate, 3 – the strengthening, 4 – spacer pins, 5 – the flyer, 6 – the buffering plate, 7 – the container for explosive material 57przegląd spawalnictwa 6/2013 wyniki badań badania wizualne wszystkie płyty próbne poddano badaniom wizualnym zgodnie z wymaganiami normy [11], których wyniki zestawiono w tablicy. statyczna próba rozciągania w celu sprawdzenia prawidłowego połączenia między osnową a zbrojeniem na całej powierzchni badanego kompozytu do statycznej próby rozciągania metali próbki pobierano z różnych części płyt [12]. w przypadku kompozytów zbrojonych drutami wyniki próby rozciągania można porównać z teoretyczną wytrzymałością kompozytu obliczoną na podstawie prawa mieszanin [5, 6]. prawo to opisane jest równaniem: tablica. wyniki badań wizualnych płyt próbnych table. results of the visual examination of test plates nr płyty postać wzmocnienia opis i uwagi 1 drut kanthal powierzchnia kompozytu lekko wygięta, brak pęknięć. płyta buforowa pęknięta. 2 drut kanthal powierzchnia kompozytu lekko wygięta, brak pęknięć. płyta buforowa pęknięta, lecz w mniejszym stopniu niż płyta 1. 3 siatka z drutu kanthal powierzchnia kompozytu bez niezgodności. płyta buforowa uległa całkowitemu zniszczeniu. 4 drut messer -griesheim grini 10 powierzchnia kompozytu bez niezgodności. płyta buforowa uległa deformacji. widoczne ułożenie wzmocnienia w kompozycie. rys. 3. zależność między wytrzymałością rozciąganie kompozytu a stopniem wypełnienia kompozytu. rmk – wytrzymałość na rozciąganie obliczona z prawa mieszanin, rm – wytrzymałość określona w statycznej próbie rozciągania fig. 3. the relationship between the strength of the composite and the filling ratio of the composite. rmk – ultimate strength calculated from the law of mixtures, rm – experimental ultimate strength rmk = rmw × vw + rmo gdzie: rmk – wytrzymałość na rozciąganie kompozytu, mpa; rmw – wytrzymałość na rozciąganie wzmocnienia, mpa; vw – stosunek pola przekroju wzmocnienia do pola przekroju osnowy tzw. stopień wypełnienia; rmo – wytrzymałość na rozciąganie osnowy, mpa. wyniki badań i obliczeń w zależności od stopnia wypełnienia kompozytu przedstawiono na rysunku 3. otrzymane wyniki potwierdzają doniesienia literaturowe, że wytrzymałość kompozytu zależy od stopnia wypełnienia [4, 5]. z wykresu wynika ponadto, że wpływ na wytrzymałość kompozytów mają również inne czynniki, ponieważ wytrzymałość określona eksperymentalnie jest wyższa się od wynikającej z prawa mieszanin. spowodowane jest to umocnieniem wskutek zgniotu zgrzewanych płyt i prawdopodobnie powstawaniem na granicy połączeń faz związków międzymetalicznych żelazo-aluminium (femaln). zależności przedstawiono na rysunku 4. badania metalograficzne badania metalograficzne miały na celu stwierdzenie, czy uzyskano połączenie zadowalającej jakości pomiędzy osnową a drutami zbrojenia oraz pomiędzy płytami osnowy, poznanie budowy połączeń i wykrycie ewentualnych niezgodności. badania przeprowadzono zgodnie z wytycznymi normy [13]. wybrane fotografie zgładów metalograficznych przedstawiono rysunkach 5÷7. połączenia stal-aluminium we wszystkich przypadkach charakteryzują się podobną budową. stwierdzono właściwe połączenie na całych obwodach w badanych przekrojach drutów wzmocnienia oraz pomiędzy płytami, brak deformacji drutów, a także obecność rys. 4. wykres przedstawiający związki między wytrzymałością kompozytu (rm i rmk) a stopniem wypełnienia, przyrostem wytrzymałości od umocnienia płyt δrmu oraz przyrostem wytrzymałości związanym z tworzeniem się na granicy faz związków międzymetalicznych δrmz. fig. 4. graph showing the relationship between the strength of the composite (rm and rmk) and the filling ratio of the composite, the increase of the strength from the strengthening of plates δrmu and the increase of the strength associated with the formation of interfacial intermetallic compounds δrmz w yt rz ym ał oś ć ko m po zy tu r m k i r m m p a stopień wypełniania kompozytu, % w yt rz ym ał oś ć ko m po zy tu r m k i r m , m p a stopień wypełniania kompozytu, % 58 przegląd spawalnictwa 6/2013 warstwy związków międzymetalicznych. niezgodności typowych dla złączy zgrzewanych wybuchowo nie wykryto. podsumowanie kompozyty metalowe nie należą dotychczas do materiałów powszechnie dostępnych i szeroko stosowanych. szersze zastosowanie kompozytów tego typu uzyskiwanych za pomocą zgrzewania wybuchowego wymaga przeprowadzenia systematycznych badań nad możliwościami ich wytwarzania i właściwościami złączy. w artykule przedstawiono wyniki prac o charakterze rozpoznawczym, lecz składających się na kompletny cykl obejmujący opracowanie technologii zgrzewania wybuchowego, badania wizualne i metalograficzne makroskopowe oraz analityczne i eksperymentalne wyznaczenie wytrzymałości na rozciąganie. otrzymane wyniki upoważniają do stwierdzenia, że zgrzewanie wybuchowe umożliwia uzyskanie trwałego połączenia pomiędzy aluminiową osnową a stalowym wzmocnieniem kompozytu metalowego o wytrzymałości będącej sumą wytrzymałości wynikającej z prawa mieszanin oraz wzrostu wytrzymałości wynikającej z dwóch dodatkowych mechanizmów: umocnienia materiału wskutek zgniotu oraz formowania się związków międzymetalicznych. zaprezentowane wyniki badań wstępnych dają możliwość wytyczenia kierunków dalszych badań mogących doprowadzić do opracowania kompletnej przemysłowej technologii wytwarzania kompozytu z aluminium wzmocnionego drutami stalowymi. badania można kontynuować w kierunkach: doboru odpowiedniego stopnia wypełnienia kompozytu wzmocnieniem (zmiany układu, ilości i średnicy drutów), doboru składu chemicznego i właściwości wytrzymałościowych drutów, czy opracowania technologii zgrzewania kompozytów wielowarstwowych o żądanych właściwościach. rys. 5. fotografia zgładu makroskopowego połączenia drut spawalniczy/aluminium w przekroju poprzecznym. widoczne połączenie wzmocnienia z osnową poprzez warstwę związków międzymetalicznych żelazo-aluminium. próbka nietrawiona. pow. 32× [7] fig. 5. microscopy image of cross-sections with joint: welding wire/ aluminum in cross section. visible connection between matrix and strengthening by the layer of intermetallic ironaluminium compounds. sample unetched. magn. 32× rys. 7. fotografia zgładu makroskopowego połączenia drut kanthal/ aluminium. widoczne połączenie na całym obwodzie wzmocnienia. drut nie uległ deformacji. pow. 200× [8] fig. 7. microscopy image of cross-sections with joint kanthal wire/ aluminum. the connection occurs over the entire circumference of the strengthening. no deformation in wire occurred. sample unetched. magn. 200× rys. 6. fotografia zgładu makroskopowego połączenia drut spawalniczy/aluminium w przekroju wzdłużnym. widoczne połączenie wzmocnienia z osnową. połączenie na całej powierzchni wzmocnienia. w miejscu wskazanym strzałką widoczna warstwa przejściowa. próbka nietrawiona. pow. 63× [7] fig. 6. microscopy image of cross-sections with joint welding wire/ aluminum in longitudinal section. visible connection between matrix and strengthening. the connection occurs over the entire surface of the strengthening. in the place indicated by the arrow the transition layer is visible. sample unetched. magn. 63× wnioski opracowano technologię zgrzewania wybuchowego kompozytów metalowych z aluminiową osnową i stalowym wzmocnieniem w postaci drutu lub siatki. zgrzewanie wybuchowe umożliwia uzyskanie trwałego połączenia pomiędzy aluminiową osnową a stalowym wzmocnieniem kompozytu metalowego. wytrzymałość na rozciąganie kompozytów przewyższa wytrzymałość teoretyczną wynikającą z prawa mieszanin. ↑ 59przegląd spawalnictwa 6/2013 literatura [1] babul w.: odkształcanie metali wybuchem. wnt, warszawa 1980. [2] dieribas a.a.: fizika uprocznienija i swarki wzrywom. nauka, nowosibirsk 1980. [3] hokamoto k., chiba a., fujita m., izuma t.: single-shot welding technique for the fabrication of multilayered metal base composites: effect of welding parameters leading to optimum bonding condition. composites engineering, vol. 5, no. 8, s. 1069-1079, 1995. [4] kapuściński j., puciłowski k., wojciechowski s.: kompozyty – podstawy projektowania i wytwarzania. oficyna wydawnicza pw. warszawa 1993. [5] karpinos d.m. i inni.: procznost kompoziycionnych materiałow. nauka dumka, kijew 1978. [6] nishida m., minakuchi k., anado k., and araki t., hyodo k.: fabrication of high-strength steel fiber reinforced metal matrix composites by explosive bonding and their tensile properties. welding international, vol. 9, iss. 3, january 1995, s. 179-184. [7] rogalski g.: badania właściwości kompozytu drut stalowy plus aluminium zgrzewanego wybuchowo. praca dyplomowa inżynierska. gdańsk 1998. [8] rogalski g.: technologia zgrzewania i właściwości płyt z aluminium i stopów zbrojonych drutami stalowymi. praca dyplomowa magisterska. gdańsk 2000. [9] śleziona j.: podstawy technologii kompozytu. wydawnictwo politechniki śląskiej. gliwice 1998. [10] walczak w.: zgrzewanie wybuchowe metali i jego zastosowanie. wnt, warszawa 1989. [11] pn-en iso 17637:2011 badania nieniszczące złączy spawanych. badania wizualne złączy spawanych. [12] pn-en iso 6892-1:2010p metale. próba rozciągania -część 1: metoda badania w temperaturze pokojowej. [13] pn-en 1321:2000 spawalnictwo. badania niszczące metalowych złączy spawanych. badania makroskopowe i mikroskopowe złączy spawanych. mamy przyjemność zaprosić państwa do uczestnictwa w: 55. naukowo-technicznej konferencji spawalniczej pod hasłem: spawalnictwo w trzech żywiołach: ziemia – woda – powietrze organizowanej w dniach 14-16 października 2013 r. w gdańsku-sobieszewie przez: zakład inżynierii spajania politechniki gdańskiej, simp oddział w gdańsku, linde gaz polska konferencja odbędzie się w ośrodku wypoczynkowym „orle” położonym na wyspie sobieszewskiej niedaleko ujścia wisły do zatoki gdańskiej. w czasie konferencji przedstawione zostaną najnowsze osiągnięcia naukowe i techniczne z zakresu spawalnictwa. w programie konferencji przewidziane są również wycieczki techniczne oraz warsztaty. bliższych informacji udzielają: dr hab. inż. jerzy łabanowski: tel.: 58 34 72 366; jlabanow@pg.gda.pl dr inż. dariusz fydrych: tel.: 58 34 86 321; dfydrych@mech.pg.gda.pl politechnika gdańska, wydział mechaniczny, zakład inżynierii spajania, ul. narutowicza 11/12, 80-233 gdańsk, http://www.konferencjaspawalnicza.pl/ niniejszy artykuł jest rezultatem prac prowadzonych przez prof. dr hab. inż. włodzimierza walczaka ze swoimi dyplomantami, a późniejszymi doktorantami i współ-pracownikami. geneza prezentowanych wyników badań związana jest z praktycznymi aspektami głównego nurtu szkoły naukowej profesora, zgrzewania wybuchowego. 201108_pspaw.pdf 28 przegląd spawalnictwa 8/2011 christian paul lars höfner sensory w robotyzacji spawania sensors in robotic welding christian paul, lars höfner – cloos schweisstechnik gmbh, niemcy. streszczenie w artykule opisano sensory stosowane w aplikacjach zrobotyzowanych systemów spawalniczych oraz ich zalety i wady wpływające na dobór odpowiednich rozwiązań do poszczególnych zastosowań, umożliwiający osiągnięcie oczekiwanej jakości złączy oraz wymaganej wydajności procesu. abstract the article presents the sensors used in the robotic applications for welding processes and their advantages and disadvantages to have an effect on selection of appropriate solutions for specific applications for achieving the desired quality of joints and welding process capacity. rys. 1. robot spawalniczy fig. 1. robot for welding applications wstęp w celu zautomatyzowania procesów technologicznych w różnych dziedzinach produkcji wykorzystuje się roboty przemysłowe. najczęściej roboty stosuje się w produkcji samochodów przy czynnościach manipulacyjnych, zgrzewaniu i spawaniu w osłonach gazów. znajdują one coraz częściej zastosowanie również poza obszarem przemysłu motoryzacyjnego. zastosowanie robotów wymaga dużej dokładności wymiarowej, co w wielu przypadkach wiąże się z poniesieniem wysokich nakładów na prace przygotowawcze. dzięki zastosowaniu sensoryki można te nakłady zredukować i uzyskać korzystne rozwiązanie oraz optymalne pod względem jakościowym. najważniejszym wymaganiem, jakie stawia się sensorom, jest rozpoznanie i pomiar geometrii spoiny, optymalne pozycjonowanie robota i poprawny dobór parametrów spawania. przykłady zastosowań roboty przemysłowe mają liczne zastosowania. wykonują wiele czynności manipulacyjnych np. w liniach produkcyjnych w przemyśle samochodowym, w paletowaniu różnorodnych komponentów albo w przygotowaniu produkcji. inne zastosowanie to prace malarskie, do których wykorzystuje się specjalne roboty antywybuchowe. kolejnym dużym obszarem wykorzystania robotów jest spawanie i cięcie materiałów (rys. 1). we wszystkich aplikacjach stosuje się sensory w celu wyrównania skutków tolerancji wykonawczych. sensory taktylne sensory taktylne służą przeważnie do pomiaru rowka spawalniczego lub położenia części w trybie off-line. zostaje rozpoznane rzeczywiste położenie części, które po przeliczeniu jest przenoszone do programu użytkowego. pomiar może być wykonany za pomocą dyszy gazowej uchwytu spawalniczego, drutu spawalniczego lub za pomocą specjalnego sztyftu umieszczonego w pobliżu uchwytu 29przegląd spawalnictwa 8/2011 rys. 2. sensor taktylny do pomiaru off-line fig. 2. tactile sensor for off-line measurements rys. 3. sensor analogowy fig. 3. analog sensor spawalniczego (rys. 2). na element dotykowy zostaje podane napięcie i element ten podjeżdża z zadaną prędkością na obiekt pomiaru. podczas zetknięcia ze spawanym podzespołem zostaje wytworzony sygnał i miejsce styku jest zapamiętane. na podstawie zapamiętanego położenia oryginalnej części, dla której opracowano program, oraz na podstawie rzeczywistego położenia określonego sensorem, zostaje wyliczona różnica w położeniu trajektorii spoiny i opracowany wcześniej program wzorcowy przesuwa się o wektor wynikający z obliczeń. wykonując pomiary w kilku punktach można tę metodę wykorzystać do przenoszenia programu w systemie transformacji 3d. do pomiarów on-line w rowku spawalniczym często stosuje się w konwencjonalnych urządzeniach sensor z sygnałem analogowym – sztyft lub igłę, które montowane są elastycznie przed uchwytem spawalniczym (rys. 3). podczas procesu spawania rowek spawalniczy śledzony jest na bieżąco za pomocą sztyftu i położenie uchwytu spawalniczego jest korygowane w stosunku do zaprogramowanego toru. ponieważ przebieg sensora w rowku nie jest sterowany, nie ma pewności, że prowadzenie uchwytu spawalniczego będzie poprawne przy przechodzeniu przez spoiny sczepne i na zakończeniu spoiny. sensory łukowe często stosuje się kombinacje z sensorem taktylnym i sensorem łukowym. po wcześniejszym pozycjonowaniu uchwytu spawalniczego na początku spoiny za pomocą sensora taktylnego nadzór nad śledzeniem przebiegu spawania wzdłuż rowka przejmuje sensor łukowy zwany również sensorem prądowym. sensor łukowy wymaga zastosowania zakosowego ruchu uchwytu spawalniczego poprzecznego w stosunku do kierunku spawania (rys. 4). w prawym i lewym położeniu zostają przy każdym zakosie sprawdzone przebiegi prądu i napięcia. sygnały prądowe i napięciowe są przeliczane przez system sterowania i przekształcone w sygnały bocznej i pionowej korekcji położenia uchwytu spawalniczego. na podstawie sygnałów korygujących, które pobrano bezpośrednio z procesu spawania, uzyskuje się prowadzenie uchwytu w osi rowka w trybie on-line. bezpośrednie wykorzystanie procesu do prowadzenia uchwytu ma tę zaletę, że w przeciwieństwie do innych sensorów przemysłowych nie wymaga instalowania w otoczeniu uchwytu spawalniczego żadnych dodatkowych urządzeń, często utrudniających dojście uchwytu do złącza. sensor łukowy można wykorzystywać do wszystkich rodzajów złączy stalowych pod warunkiem, że złącze będzie miało krawędzie o wysokości nie mniejszej niż 5 mm. rys. 4. zasada funkcjonowania sensora łukowego fig. 4. the principle of operation of an arc sensor sensory laserowe do pomiarów off-line jednolub dwuwymiarowe sensory należą do optymalnych sensorów laserowych pomiaru odległości. sensory pracują na zasadzie trangulacji, tzn. sensor wysyła punktowy promień laserowy, który odbija się od powierzchni i zostaje przeliczony w odbiorniku głowicy sensorowej (rys. 5). przy przejeździe sensora nad rys. 5. laserowy sensor pomiaru odległości fig. 5. laser distance measurement sensor 30 przegląd spawalnictwa 8/2011 rys. 6. sensor laserowy do pomiaru off-line fig. 6. laser sensor for off-line measurements rys. 7. sensor laserowy do śledzenia on-line fig. 7. laser sensor for on-line joints follow-up powierzchnią detalu zostaje np. rozpoznane złącze zakładkowe, ponieważ na podstawie zmian odległości od głowicy zostaje wytworzony sygnał analogowy sterowania robota, który rozpoznaje miejsce i wielkość uskoku złącza zakładkowego. ponieważ sensory te pracują bezdotykowo, czynności pomiarowe wykonywane są wielokrotnie szybciej niż przy zastosowaniu sensorów taktylnych. sensory laserowe do pomiarów on-line obok sensorów odległości sensor laserowy on-line jest narzędziem uniwersalnym. przy jego zastosowaniu można wykonać pomiar rowka spawalniczego przed spawaniem oraz w czasie spawania w trybie on-line, dokonując pomiaru rowka przez umieszczenie sensora przed uchwytem spawalniczym, oraz wykorzystać wyniki pomiarów do spawania adaptacyjnego (rys. 6). sensor laserowy on-line wysyła promień laserowy pod ustalonym kątem. światłoczuły element sensora przyjmuje promienie odbite od powierzchni wyrobu. punkt wejścia na optyce odbiorowej daje informację o odległości i pozycji od powierzchni wyrobu, a także informację o geometrii rowka. te informacje zostają sprawdzone (porównane) na zgodność ze wcześniej zdefiniowanym wzorem. we wzorcu jest dokładnie opisany kształt spoiny łącznie z dopuszczalnymi tolerancjami. jeśli odchyłki są przekroczone, proces spawania zostaje automatycznie przerwany, aby wyeliminować błędy spawalnicze wynikające z przekroczenia tolerancji. w obszarze ustalonych granic procesu spawania, tzn. prędkości spawania, amplitudy zukosowania, wydajności spawania, zostaną dopasowane do odczytanej geometrii rowka spawalniczego. dzięki niewielkim wymiarom sensor można umieszczać w pobliżu miejsca spawania i dzięki temu uzyskiwać optymalne warunki do śledzenia przebiegu spoiny. do integracji sensora z robotem można wykorzystać różne rodzaje interfejsów. transmisja danych surowych sensor wysyła aktualne dane sensora bez dalszej obróbki do nadrzędnego sterowania robota. sterowanie nadrzędne przejmuje filtrowanie danych sensora i aplikuje je jako korekty tcp w czasie rzeczywistym. ta metoda ma tę zaletę, że system sensora nie musi być poinformowany o aktualnej pozycji i prędkości tcp. transmisja korekt tcp niektóre interfejsy wymagają korekty danych sensora względem tcp dotyczących układu współrzędnych bazowych lub narzędzia. przy ustawieniu system sensora wymaga wstępnych danych w zakresie aktualnego położenia i prędkości w czasie rzeczywistym, a następnie wymagane są również dane o zorientowaniu narzędzia. system sensora przejmuje wszystkie opracowania danych i analizy. przesłane dane są przekazywane do sterowania po przefiltrowaniu. koncepcja master są to systemy sensorów, które mierzą w układzie 6d dane położenia oraz dane zorientowania i przejmują kontrolę nad robotem (manipulatorem) prowadząc narzędzie wzdłuż rowka w czasie rzeczywistym. śledzenie rowka przez sensor laserowy jest zawsze niezbędne wtedy, kiedy robot spawalniczy jest konfrontowany z częściami obarczonymi tolerancjami, których nie można wykryć za pomocą innych sensorów. ograniczeniami w stosowaniu sensorów są np. zakresy cienkich blach, spoiny pachwinowe o krawędzi mniejszej niż 5 mm, spoiny czołowe typu i oraz w przypadku sensora łukowego spawanie stopów aluminium. podczas śledzenia przebiegu spawania sensor pozycjonowany znajduje się we wstępnym 31przegląd spawalnictwa 8/2011 rys. 8. przygotowanie złącza fig. 8. preparing the joints rys. 9. złącze pospawane adaptacyjnie fig. 9. adaptively welded joint punkcie spoiny, a później przejeżdża w określonym kierunku ze zdefiniowaną prędkością. po rozpoznaniu geometrii rowka uchwyt spawalniczy zostaje ustawiony na początku spoiny, proces spawania zostaje włączony i uchwyt spawalniczy prowadzony jest wzdłuż rowka. zakończenie spoiny jest rozpoznawane przez sensor, a dane z rozpoznania zapewniają zakończenie procesu spawania w rzeczywistym zakończeniu spoiny. dzięki śledzeniu w trybie on-line zostają rozpoznane tolerancje wykonania wyrobu oraz odkształcenia spawalnicze powstałe w czasie spawania. dystans pomiędzy promieniem lasera a uchwytem spawalniczym jest uwzględniony przy obliczeniu położenia tak, że uzyskuje się dokładne prowadzenie uchwytu spawalniczego. rozpoznanie spoiny przez system sensora nie zależy od materiału spawanego i od przygotowania rowka. ponieważ sensor może pracować w trybie on-line w czasie procesu spawalniczego, jego zastosowanie nie wpływa na czas taktu pracy (rys. 7). adaptacja parametrów spawania sensory laserowe 2d dostarczają informacji nie tylko o położeniu, ale również o geometrii rowka. na podstawie mierzonych wartości można sformułować wnioski o szerokości szczeliny, głębokości rowka i przekroju spoiny, co umożliwia adaptacyjne dopasowanie parametrów spawania (rys. 8). w tych warunkach podczas procesu spawania w trybie on-line przy zmieniających się wymiarach jeziorka zachodzi proporcjonalne dopasowanie wszystkich niezbędnych parametrów w celu zabezpieczenia optymalnego równomiernego wyglądu spoiny (rys. 9). przy dopasowywaniu parametrów spawania zachodzi możliwość przełączenia pomiędzy poszczególnymi zestawami parametrów oraz dokonywania analogowo w sposób linearny lub skokowy zmian wszystkich niezbędnych parametrów wynikających z geometrii złącza. czynności kontrolne dla zastosowań caq sensory laserowe znajdują również zastosowanie w caq (computer aided quality assurance). są stosowane podczas kontroli spoin w ramach zabezpieczenia jakości. dla kontrolowanych kryteriów powierzchni złącza zostają opracowane wzorce w zakresie szerokości spoiny, wysokości lica, wycieków grani i porów powierzchniowych. po zeskanowaniu geometrii spoiny można rozpoznać w mikrometrach zmiany na powierzchni spoiny. odchyłki niemieszczące się w tolerancji wzorca zostają uznane za niezgodności i są dokumentowane. poprzez połączenia sieciowe z zakładowym systemem jakości można zapewnić obowiązek dokumentowania przebiegu procesu i jego nadzoru. podsumowanie aby stosowanie sensorów stało się bardziej uniwersalne, obok wzrostu sprawności niezbędne jest zmniejszenie wymiarów i stosowanie rozwiązań kompaktowych. do tego potrzebne jest zwiększenie pola widzenia sensora w celu poprawienia obszaru dojścia oraz zmniejszenie czułości na refleksy powstałe przy odbiciu promienia od zdódło: dvs – merkblatt: dvs 0927-1 zdjęcia: cloos schweisstechnik d. holler powierzchni. trójwymiarowe rozpoznanie geometrii szwu i spawanego wyrobu za pomocą systemu sensorowego umożliwi rozwiązywanie dalszych zadań w spawaniu. zastosowanie sensora trójwymiarowego uczyniłoby w robotyzacji proces rozpoznawania porównywalnym z procesem rozpoznawania przez ludzkie oko. 201311_pspaw_4ju5.pdf 30 przegląd spawalnictwa 11/2013 dariusz golański tomasz chmielewski grzegorz gontarz jolanta zimmerman władysław włosiński badania naprężeń własnych w powłokach natryskiwanych metodą hvof residual stress investigations in coatings deposited  by hvof thermal spraying r a inż ari z ola ki pro p dr a inż toma z c mielew ki mgr inż rzegorz ontarz dr inż olanta immerman – politechnika warszawska, pro dr a inż łady ław ło i ki – instytut maszyn przepływowych pan, warszawa. a tract this paper presents the results of residual stresses estimation in the metal coatings (cu, ni, ti) thermally sprayed on the al2o3 substrate by the hvof method. the stresses in the coatings were tested by measuring the bending curvature of the coating and substrate samples and using a modified stoney’s formula developed by clyne’a. the fem model was built to analyze the coatingsubstrate systems subjected to a load, in such a way as to bring the system to obtain model deflection corresponding to the actual value measured in the real samples. this way the state of the residual stress in the joints caused by the actual curvature of the samples was obtained. a comparison of the stress results calculated by the clyne’s equations in the coating-substrate system and obtained by the fem model was shown. stre zczenie w pracy przedstawiono wyniki badań naprężeń własnych w powłokach metalicznych (cu, ni, ti) natryskiwanych metodą hvof na podłoża ceramiki korundowej al2o3. naprężenia w powłokach badano przez pomiar krzywizny wygięcia powłoki z podłożem oraz z wykorzystaniem zmodyfikowanego równania stoneya opracowanego przez clyne’a. zbudowano model mes analizowanych układów powłoka-podłoże, który następnie poddano obciążeniu w taki sposób, aby doprowadzić badany układ do wygięcia odpowiadającego rzeczywistym zmierzonym ugięciom badanych próbek. w ten sposób uzyskano obraz stanu naprężeń własnych na przekroju badanych złączy wywołany rzeczywistym wygięciem próbek. przedstawiono porównanie wyników wyznaczonych naprężeń w układzie powłoka-podłoże wg równań clyne’a oraz z modelu mes. t p jednym z ważniejszych zagadnień badawczych związanych z wytwarzaniem powłok metodami natrysku cieplnego jest występowanie w układzie powłokapodłoże naprężeń własnych [1]. niekorzystny rozkład naprężeń własnych zarówno w powłoce, jak i na granicy powłoki i podłoża może mieć decydujący wpływ na trwałość eksploatacyjną nanoszonych materiałów. ocena stanu naprężeń w natryskiwanych powłokach prowadzona jest metodami analitycznymi, eksperymentalnymi oraz z wykorzystaniem analiz numerycznych [2÷4]. każdy z tych sposobów obarczony jest licznymi uproszczeniami, założeniami czy też błędami pomiarów, dlatego trudno jest ustalić, która z metod umożliwia dokładne określenie wielkości i rozkładu naprężeń. najczęściej wykorzystuje się kilka metod. w pracy przeprowadzono obliczenia naprężeń w powłokach metalicznych nanoszonych na podłoże ceramiczne z wykorzystaniem modelu analitycznego opisanego przez clyne’a [5], który opiera się na wygięciu układu dwóch połączonych płyt. wyznaczone wg tego modelu rozkłady naprężeń na przekroju badanych powłok uzupełnione zostały o wyniki obliczeń numerycznych (mes) dla analizowanych próbek, z których otrzymano rozkłady naprężeń powstających w czasie chłodzenia powłoki utworzonej na podłożu. odejmując od siebie oba otrzymane rozkłady naprężeń, uzyskano informację o naprężeniu wynikającym z procesu tworzenia się powłoki na podłożu. 31przegląd spawalnictwa 11/2013 odel płyty r wnanie stoney a układ powłoka-podłoże możemy rozpatrywać jako połączenie dwóch płyt (rys. 1a). w wyniku różnego skurczu poprzecznego obu materiałów, powstającego w procesie ich chłodzenia, powstaje pewne niedopasowanie płyt δε (rys. 1b), przy czym układ sił poprzecznych musi być w równowadze dla całego układu (rys. 1c). efektem końcowym jest zatem wygięcie płyt związane z powstającymi momentami gnącymi m (rys.1d) i opisane krzywizną wygięcia k. gdy powłoka jest dużo cieńsza od podłoża, naprężenia w podłożu stają się pomijalne, a naprężenie w powłoce nie będzie się znacząco zmieniać na grubości ze względu na powstające wygięcie płyt. zagadnienie takie, opisane równaniem stoneya [6] wiążącym krzywiznę wygięcia układu powłoka-podłoże z naprężeniem w powłoce przedstawia zależność: σc = 1 es hs2 (1 – 1 ) 6 (1 – vs) hc r2 r1 jeśli grubość powłoki nie jest dużo mniejsza od grubości podłoża, należy zmodyfikować równanie (1). ponadto nie można pominąć naprężeń w podłożu, które mogą przybierać istotne wartości. spośród wielu różnych modyfikacji równania stoneya najszerzej przyjął się model tsui-clyne’a [7], którzy opisali w sposób analityczny układ dwóch płyt o znanym niedopasowaniu δε, uzyskując rozwiązanie umożliwiające wyznaczenie naprężeń w powłoce i podłożu: – naprężenie na powierzchni górnej powłoki: σc = – δε ( ec’ hs es’ ) + ec’ k(hc – δ) |y= hc hc ec’+ hs es’ – naprężenie na powierzchni dolnej powłoki: σc = – δε ( ec’ hs es’ ) – ec’ k δ |y= 0 hc ec’+ hs es’ – naprężenie na powierzchni górnej podłoża: σs = δε ( ec’ hs es’ ) – es’ k δ |y= 0 hc ec’+ hs es’ – naprężenie na powierzchni dolnej podłoża: σs = δε ( ec’ hs es’ ) – es’ k(hs +δ) |y= – hs hc ec’+ hs es’ gdzie: σc,s – naprężenie w powłoce (c) i podłożu (s), δε =(αs– αc) δt, αc,s – współczynnik rozszerzalności cieplnej powłoki i podłoża, δt – różnica temperatury generująca odkształcenie, ec’ = ec/(1 – vc), es’ = es/(1 – vs), hc,s – grubość powłoki i podłoża, ec,s – moduł younga powłoki i podłoża, k – krzywizna wygięcia (1/r), δ – położenie osi obojętnej układu płyt. mierząc ugięcie próbek po naniesieniu powłoki można obliczyć promień oraz krzywiznę wygięcia, na podstawie których możliwe jest rozwiązanie równań (2)÷(5) i wyznaczenie naprężeń w powłoce i podłożu. ry 1 schemat powstawania wygięcia w układzie dwóch płyt opisujących powłokę i podłoże ig 1 the scheme of deflection of two plates representing coating and substrate (1) (2) (3) (4) (5) pomiary wygi cia pr ek po natry kiwani przeprowadzono próby nanoszenia powłok miedzianych, niklowych oraz tytanowych na podłoże ceramiki al2o3 metodą natryskiwania płomieniowego naddźwiękowego (hvof). zastosowano system hv-50 firmy flame spray technologies z palnikiem hvof jp5000. materiały nanoszono w postaci proszku o średnicy 40÷50 µm, a podłożem ceramicznym były płytki prostokątne o wymiarach 20x30x0,593 mm. na rysunku 3 przedstawiono zdjęcia fragmentów powierzchni otrzymanych powłok. powierzchnia podłoża została równomiernie pokryta nanoszonymi materiałami, a uzyskane powłoki dobrze przylegają do podłoża. efektem natrysku materiału metalicznego na podłoże ceramiczne jest wygięcie próbki spowodowane zróżnicowaniem właściwości cieplno-fizycznych dwóch różnych materiałów. ugięcie próbek mierzono za pomocą przyrządu z cyfrowym czujnikiem zegarowym. płytki przed procesem były zerowane w przyrządzie, a potem ponownie w nim umieszczone w celu określenia wygięcia powstałego ry 2 ugięcie podłoża z powłoką po natryskiwaniu ig 2 the scheme of coating/substrate deflection after thermal spraying 32 przegląd spawalnictwa 11/2013 ry 3 zdjęcia próbek ceramicznych z naniesionymi powłokami metalowymi: a) cu, b) ni, c) ti ig 3 the pictures of ceramic samples coated with: a) copper, b) nickel, c) titanium a) ) c) ta lica i zmierzone ugięcia próbek oraz grubości nałożonych powłok ta le i. measured deflections and thicknesses of deposited coatings by hvof method ugięcie próbki, mm średnie ugięcie mm średnia grubość powłoki mm1 2 3 4 powłoka cu 0,064 0,071 0,069 0,038 0,061 0,105 powłoka ti 0,088 0,063 0,052 0,053 0,064 0,119 powłoka ni 0,066 0,084 0,064 0,063 0,069 0,133 ry 4 schemat obliczania promienia i krzywizny wygięcia na podstawie ugięcia próbki ig 4 the scheme of calculation the sample radius and curvature after coating deposition układu powłoka-podłoże. w tablicy i przedstawiono zmierzone wartości ugięcia próbek z natryskiwanymi powłokami oraz zmierzonymi grubościami powstałych powłok. grubości średnie badanych powłok metalowych (wyznaczone z czterech próbek) wyniosły od 0,1 do 0,133 mm. na podstawie zmierzonego ugięcia próbek h oraz rozstawu podpór pomiarowych (a = 27 mm), wykorzystując zależności geometryczne (rys. 4), obliczono promień krzywizny r oraz krzywiznę próbek k z powłokami. odel s powłoka-podłoże w celu porównania wyników naprężeń w powłoce i podłożu, otrzymanych z pomiarów krzywizny wygięcia próbek oraz równań opracowanych przez stoneya i clyne’a, zbudowano model elementów skończonych układu powłoka-podłoże odpowiadający geometrii analizowanych próbek. model ten odzwierciedlał geometrię i wymiary natryskiwanych wcześniej próbek. na model nałożono siatkę elementów skończonych składającą się z 5.700 ośmiowęzłowych (łącznie 17.739 węzłów) elementów czworokątnych (rys. 5). dane materiałowe dla ceramiki al2o3 i miedzi, niklu oraz tytanu przyjęto na podstawie dostępnych źródeł literaturowych [8÷10]. obliczenia prowadzono przy użyciu programu lusas v.14-7 opartego na metodzie elementów skończonych. zagadnienie rozwiązywano jako dwuwymiarowe w płaskim stanie naprężenia w zakresie termosprężystym. zbudowano po 3 modele z powłoką miedzianą, tytanową i niklową o grubościach powłok wynoszących odpowiednio: 0,105; 0,110 i 0,133 mm i stałej grubości podłoża al2o3 równej 0,593 mm. model ten obciążano różnicą temperatury (spadkiem) o takiej wielkości, aby wywołać wygięcie próbki wynikające ze zróżnicowanego skurczu poprzecznego materiału powłoki oraz podłoża. dla każdego materiału powłoki oraz jej grubości zmieniano wielkość obciążenia termicznego (spadku temperatury) połączenia w ten sposób, aby uzyskać ugięcia zbliżone do zmierzonych na rzeczywistych próbkach. umożliwiło to określenie wielkości oraz rozkładu naprężeń własnych w badanych układach powłoka-podłoże. 33przegląd spawalnictwa 11/2013 ponieważ próbki z natryskanymi na podłoże al2o3 powłokami cu, ti, ni ulegały różnym wygięciom to wielkość obciążenia termicznego modelu była różna dla poszczególnych materiałów. uzyskano zgodność wygięcia modelu mes z wygięciem próbek mierzonym po natrysku hvof dla następujących wielkości obciążenia: dla powłoki cu było to δt = 100°c, dla powłoki ni – δt = 95°c, dla powłoki ti – δt = 425°c. dla celów porównawczych otrzymanych wyników analizowano jedynie składową naprężenia σxx na kierunku x. na rysunku 6 przedstawiono mapę obrazującą rozkład naprężeń σxx obliczony dla modelu z powłoką miedzianą (δt = 100°c). w pozostałych analizowanych modelach (powłoki ni i ti) rozkłady naprężeń σxx były jakościowo identyczne z modelem z powłoką miedzianą. ry 5 siatka elementów skończonych dla modelu powłoki nałożonej na podłoże ceramiczne ig 5 the finite element mesh of the model of coating deposited onto ceramic substrate ry 6. mapa (fragment) rozkładu naprężenia σxx w modelu powłoki cu na podłożu al2o3 chłodzonych do temperatury otoczenia (δt=100°c) ig 6 the map (a part) of σxx stress distribution in the model of cu coating on al2o3 substrate cooled down to ambient temperature (δt=100°c) yniki o licze napr że końcowe naprężenia własne (σres) w natryskiwanych powłokach są sumą naprężeń pochodzących od chłodzenia natryskiwanych cząstek materiału na podłożu (σq) oraz naprężeń powstających w czasie chłodzenia utworzonej powłoki i podłoża jako całości (σc): σres = σq + σc (6) wyznaczone rozkłady naprężeń w powłoce i podłożu (σres) z wykorzystaniem pomiarów krzywizny wygięcia próbek zawierają w sobie oba rodzaje naprężeń wynikających z całego procesu formowania się powłoki metalowej na ceramicznym podłożu. przeprowadzone modelowanie numeryczne naprężeń własnych obejmowało naprężenia pochodzące od fazy chłodzenia utworzonej na podłożu ceramicznym powłoki metalowej (σc). stąd, odejmując od naprężeń wyznaczonych na podstawie krzywizny wygięcia próbek naprężenia obliczone metodą mes otrzymamy tę część naprężeń własnych (σc), jaka wynika z procesu formowania się powłoki metalowej aż do osiągnięcia pełnej grubości. na rysunkach 7÷9 przedstawiono rozkłady naprężeń własnych w analizowanych powłokach miedzianych, niklowych oraz tytanowych wyznaczone w oparciu o model clyne’a na podstawie pomiarów krzywizny wygięcia próbek, tzn. naprężenia sumaryczne (σres), naprężenia obliczone numerycznie dla etapu chłodzenia utworzonego układu powłoka-podłoże do temperatury otoczenia (σc), oraz naprężenia od natrysku – opisujące etap osadzania się powłoki metalowej na podłożu ceramicznym (σq) wyznaczone geometrycznie przez odjęcie rozkładów naprężeń σc od naprężeń σres. z przedstawionych obliczeń wynika, że naprężenia końcowe (σres) we wszystkich natryskiwanych powłokach mają charakter rozciągający o wartościach do 130 mpa dla miedzi, 333 mpa dla niklu oraz do 92 mpa dla tytanu. na granicy powłoka-podłoże występuje skok naprężenia do wartości ujemnych (powłoka cu, ti) lub dodatnich (powłoka ni) po stronie ceramiki. niska różnica współczynników rozszerzalności cieplnych między tytanem i ceramiką sprzyja niezbyt wysokiemu poziomowi naprężeń w powłoce. podobne wielkości naprężeń wyznaczono w powłoce miedzianej, dla której ta różnica jest stosunkowo wysoka. jednak z pewnością ma tu bardzo duży wpływ wysoka plastyczność miedzi, dzięki której łatwość deformacji plastycznej umożliwia znaczną redystrybucję naprężeń podczas tworzenia i stygnięcia układu powłoka-podłoże. w tym kontekście, w powłoce niklowej wyznaczone naprężenia są dużo wyższe niż w pozostałych powłokach. z jednej strony nikiel ma niewiele niższy współczynnik rozszerzalności cieplnej od miedzi, ale z drugiej nie jest na tyle plastyczny, aby w takim stopniu jak miedź redukował poziom naprężeń. wielkość naprężeń w powłoce zależy w dużym stopniu od właściwości cieplnych oraz fizycznych materiału powłoki i podłoża. dominującą rolę odgrywa tu różnica współczynników rozszerzalności cieplnych obu materiałów czy też różnica ich sztywności opisana przez moduł younga. obie te wielkości są często zależne od temperatury, przy czym współczynnik rozszerzalności cieplnej (α) większości metali i ceramiki rośnie z temperaturą, a moduł younga (e) maleje. z pewnym przybliżeniem można założyć, że iloczyn α•e dla danego materiału jest wartością niezmienną od temperatury. taka zależność wykorzystywana jest przez wielu autorów do oceny równoczesnego wpływu tych dwóch właściwości na wielkość naprężeń w konstrukcji. w przypadku analizowanych materiałów powłokowych zależność tę przedstawiono na rysunku 10. na jej podstawie widać, że powyżej pewnej wielkości iloczynu α•e (2,2÷2,5) następuje gwałtowny wzrost naprężeń w powłoce oraz skok naprężenia na granicy połączenia. 34 przegląd spawalnictwa 11/2013 ry 7 rozkład naprężeń własnych σxx w powłoce miedzianej natryskiwanej na podłoże al2o3 ig 7 residual stress distribution (σxx) in cu coating thermally sprayed on al2o3 substrate ry 8 rozkład naprężeń σxx w powłoce niklowej natryskiwanej na podłożu al2o3 ig 8 residual stress distribution (σxx) in ni coating thermally sprayed on al2o3 substrate ry 9 rozkład naprężeń σxx w powłoce tytanowej natryskiwanej na podłożu al2o3 ig 9 residual stress distribution (σxx) in ti coating thermally sprayed on al2o3 substrate ry 10 wpływ iloczynu współczynnika rozszerzalności cieplnej i modułu younga powłoki na wielkość naprężeń w powłoce oraz różnicę naprężeń na granicy powłoka-podłoże ig 10 the relation between the product α•e for the coating and the residual stresses in coating and stress change at the coatingsubstrate interface. nio ki przedstawiono sposób wyznaczania naprężeń własnych na przykładzie powłok metalowych (cu, ni, ti) natryskiwanych na podłoże ceramiczne al2o3 metodą hvof. wykorzystano w tym celu równania (clyne’a) oparte na modelu dwóch płyt, w których występuje niedopasowanie odkształceń δε. stanowią one rozwinięcie modelu stoneya, opracowanego dla warunków, gdy powłoka jest dużo cieńsza od podłoża, co w przypadku procesów natryskiwania najczęściej nie występuje. obliczenia naprężeń opierają się na zmierzonym po procesie natryskiwania ugięciu próbki i wyznaczonym na tej podstawie promieniu oraz krzywiźnie wygięcia. obliczone na tej podstawie wielkości obrazują naprężenia własne końcowe w układzie powłoka-podłoże po całym procesie natryskiwania. badania uzupełniono o obliczenia numeryczne (mes) dla modeli odzwierciedlających badane materiały, w których wprowadzono takie obciążenie termiczne, aby uzyskać zbliżone ze zmierzonymi wygięcia próbek. otrzymane naprężenia stanowią część naprężeń końcowych obrazującą stan wynikający z etapu chłodzenia utworzonej na podłożu ceramicznym powłoki metalowej. pozostałą część naprężeń obejmuje stan z etapu formowania się powłoki na podłożu w procesie nanoszenia materiału powłokowego. została ona w pracy wyznaczona na podstawie różnicy naprężeń całkowitych oraz naprężeń wyznaczonych z etapu chłodzenia utworzonej na podłożu ceramicznym powłoki. należy podkreślić, że obliczenia zawierają wiele uproszczeń, przez co rzeczywisty stan naprężeń w badanych układach może różnić się od podanego. 35przegląd spawalnictwa 11/2013 wpływają na to liczne czynniki, jak np. zagadnienia związane z deformacją plastyczną cząstek metalu padających na podłoże i ich dalszym płynięciem plastycznym, czy też zagadnienia niestacjonarnego przepływu i wymiany ciepła między powierzchniami powłoki i podłoża. analizie naprężeń poddano trzy materiały powłokowe różniące się właściwościami cieplno-fizycznymi i mechanicznymi. z punktu widzenia ich połączenia z podłożem ceramicznym al2o3 zarówno miedź, jak i nikiel mają od niej znacznie wyższe współczynniki rozszerzalności cieplnej, podczas gdy dla tytanu ta różnica jest nieznaczna. z drugiej strony wysoka plastyczność miedzi sprzyja jej deformacji i powstawaniu odkształceń plastycznych, które w dużym stopniu ułatwiają redystrybucję powstających naprężeń co trudniej osiągąć w materiałach o wyższej granicy plastyczności (ni, ti). przedstawione w pracy wspólne oddziaływanie współczynnika rozszerzalności cieplnej (α) oraz sztywności powłoki opisanej modułem younga (e) na naprężenia w powłoce i na granicy powłoka-podłoże pokazało, że przekroczenie pewnej wartości iloczynu α•e (2,2÷2,5) prowadzi do szybkiego wzrostu naprężeń rozciągających w powłoce, co wystąpiło w przypadku powłoki niklowej charakteryzującej się wysokim współczynnikiem α oraz większą sztywnością w stosunku do pozostałych materiałów. dalsze badania z udziałem większej liczby materiałów powłokowych o zróżnicowanych właściwościach są wskazane, aby potwierdzić opisane zależności. przedstawiona analiza zakłada czysto sprężyste zachowanie się materiałów, co w rzeczywistości spełnione jest jedynie dla ceramicznego podłoża. niemniej jednak powstające po procesie natryskiwania wygięcia próbek są na tyle małe, że mieszczą się w zakresie sprężystym, dla którego ważne są zależności opracowane dla modelu dwóch płyt. uzyskane wyniki odzwierciedlają więc w pewnym stopniu proces powstawania naprężeń własnych w natryskiwanych powłokach metalowych i z tego względu są ważnym elementem charakterystyki właściwości natryskiwanych powłok. zaletą przestawionej metody oceny naprężeń jest łatwość i niski koszt jej przeprowadzenia. literat ra [1] pawłowski l.: the science and engineering of thermal spray coatings. john wiley & sons, ltd. 2008. [2] lindemann z., zimmerman j., golański d., chmielewski t. włosiński w.: modelowanie naprężeń własnych generowanych w procesie termicznego nanoszenia powłok. biuletyn instytutu spawalnictwa, nr 5/2012, s. 128-133. [3] ju d.y., nishida m., hanabusa t.: simulation of the thermomechanical behavior and residual stresses in the spray coating process. journal of materials processing technology 92–93 (1999) 243–250. [4] totemeier t.c., wright j.k.: residual stress determination in thermally sprayed coatings – a comparison of curvature models and x-ray techniques. surface & coatings technology 200 (2006) 3955 – 3962. [5] clyne t.w., gill s.c.: residual stresses in surface coatings and their effects on interfacial debonding: a review of recent work. j. thermal spray technology 5(4) (1996) 401-418. [6] stoney g.g.: the tension of metallic films deposited by electrolysis. proc. r. soc. london, a82 (1909) 172-175. [7] tsui y.c., clyne t.w.: an analytical model for predicting residual stresses in progressively deposited coatings part 1: planar geometry. thin solid films vol. 306 (1997) 23-33. [8] goldsmith a., waterman t.e., hirchorn h.j.: handbook of thermophysical properties of solid materials. new york 1961. [9] boyer r., g. welsch, e. collings ed.: materials property handbook. titanium alloys asm international, materials park, oh, 1994. [10] handbook of engineering tables ed. r.c. dorf, crc press llc, 2004. podzi kowanie dziękujemy firmie resurs sp. z.o.o. oraz panu andrzejowi radziejewskiemu za udostępnienie urządzenia do natrysku metodą hvof. praca finansowana z projektu narodowego centrum nauki nr n n519 652840. 201406_pspaw.pdf 55przegląd spawalnictwa 6/2014 metodyka badań trwałości elektrod do zgrzewania oporowego punktowego z wykorzystaniem zmechanizowanego stanowiska pomiarowego life test methodology for resistance spot welding  electrodes with the application of mechanized stand streszczenie żywotność elektrod do zgrzewania rezystancyjnego punktowego jest jednym z istotnych zagadnień technologicznych. można ją ocenić na podstawie czasochłonnych i żmudnych badań trwałościowych. w artykule przedstawiono metodykę badań oraz wyniki przeprowadzonego testu porównawczego trwałości dwóch rodzajów elektrod, w którym wykorzystano zmechanizowane stanowisko testowe do tego celu, wydatnie skracające czas prowadzenia badań oraz eliminujące wiele niedogodności i niekorzystnych zjawisk w czasie stosowanej procedury. słowa kluczowe: zgrzewanie rezystancyjne punktowe, elektrody, test trwałości, stanowisko zmechanizowane abstract lifetime of electrodes for resistance spot welding is one of the most important technological issues. it can be assessed basing on time-consuming and arduous durability testing. the paper presents the electrode life test methodology and results of the comparative test of two types of electrodes. the new mechanized test stand was applied for this purpose which significantly shortened the tests’ duration and eliminated a number of drawbacks and unfavorable phenomena in the course of the procedure. keywords: resistance spot welding, electrodes, life test, mechanized stand jan godek jacek senkara mgr inż. jan godek, prof. dr hab. inż. jacek senkara – politechnika warszawska. autor korespondencyjny/corresponding author: jangodek@gmail.com wstęp zwiększenie trwałości elektrod do zgrzewania rezystancyjnego punktowego jest jednym z istotnych zagadnień technologicznych, zwłaszcza w przypadku zgrzewania blach ocynkowanych, co ma miejsce m.in. w przemyśle motoryzacyjnym. elektrody te powinny charakteryzować się odpowiednimi właściwościami, w szczególności wysoką przewodnością elektryczną i cieplną oraz dobrymi właściwościami wytrzymałościowymi. materiałem powszechnie stosowanym na elektrody są stopy miedzi z różnymi dodatkami niewielkich zawartości chromu i cyrkonu, materiały kompozytowe cu-al2o3, a także stopy miedzi z wkładkami spieków na bazie wolframu [1]. jednak wciąż prowadzone są dalsze badania w kierunku zwiększenia czasu pracy elektrod związane z opracowaniem materiałów o nowym składzie chemicznym, zmianą struktury znanych materiałów metodą obróbek cieplno-mechanicznych, a także modyfikacją powierzchni czoła elektrod przez nakładanie różnych powłok. przydatność nowych rozwiązań jest weryfikowana w testach trwałości elektrod. testy te mogą być także wykonywane jako jeden z aspektów określenia zgrzewalności danego materiału. 56 przegląd spawalnictwa 6/2014 ocena żywotności elektrod do zgrzewania punktowego odbywa się na podstawie czasochłonnych i żmudnych badań trwałościowych. w niniejszej pracy przedstawiono metodykę badań oraz wyniki przeprowadzonego testu porównawczego trwałości dwóch rodzajów elektrod, w którym wykorzystano zmechanizowane stanowisko testowe, wydatnie ułatwiające prowadzenie badań oraz eliminujące liczne niedogodności i niekorzystne zjawiska podczas stosowanej procedury. trwałość elektrod zgrzewalność, podobnie jak spawalność czy lutowalność, należy do pojęć nie do końca sprecyzowanych i jednoznacznych. abstrahując od sformułowań bardzo ogólnych (patrz [2]) czy też dyskusyjnych omówień, jakie można znaleźć w podręcznikach, zwłaszcza w odniesieniu do spawalności (różne definicje, rozbudowany podział, wskaźniki spawalności, modele), mówiąc o zgrzewalności materiałów metalicznych należy niewątpliwie rozważyć [3]: – zdolność materiału do utworzenia pojedynczej zgrzeiny w danych warunkach; – zdolność do tworzenia serii zgrzein; – wytrzymałość zgrzeiny na planowane obciążenia zewnętrzne i ewentualnie inne wymagania dotyczące właściwości złącza zgrzewanego. biorąc to pod uwagę, na charakterystykę zgrzewalności materiału inżynierskiego składają się [3÷5]: – wyznaczenie diagramów zgrzewania w układzie prąd zgrzewania – czas zgrzewania przy stałej sile docisku i/lub prąd zgrzewania – siła docisku (przy stałym czasie zgrzewania); – test trwałości elektrod; – określenie możliwości zastosowania przez badania wytrzymałości zgrzein na obciążenia statyczne, dynamiczne (udarowe) i zmęczeniowe, naprężenia termiczne, korozyjność i inne, w zależności od wymagań. takie podejście jest także zgodne z zaleceniami standardów amerykańskich [6]. trwałość elektrod do zgrzewania punktowego stanowi się w zdolności do tworzenia serii zgrzein i stanowi ważną przesłankę, która powinna być rozważana przy wprowadzaniu nowych materiałów konstrukcyjnych, opracowywaniu nowych procesów technologicznych lub modyfikacji i optymalizacji już działających. czas pracy elektrod zależy zarówno od ich charakterystyki ,jak i materiału zgrzewanego oraz parametrów procesu [7, 8]. spośród wielu czynników mających wpływ na trwałość elektrod do najważniejszych należą: – materiał elektrod, jego skład chemiczny i struktura; – geometria elektrod, a w szczególności ich średnica oraz promień zaokrąglenia powierzchni roboczej, – stan powierzchni czoła elektrod; – rodzaj materiału zgrzewanego i stan jego powierzchni; – parametry zgrzewania (natężenie prądu zgrzewania, czas zgrzewania, siła docisku, wielkość skoku roboczego elektrod, wydajność układu chłodzenia elektrod, prędkość zgrzewania); – charakterystyka urządzenia do zgrzewania, w tym także rodzaj źródła zasilania; – niedokładności geometrii układu (przesunięcia osi elektrod, odchylenia kątowe). przez trwałość elektrod należy rozumieć liczbę zgrzein, które można wykonać z wymaganą jakością jednym kompletem elektrod, do momentu kiedy wystąpi konieczność korekty/regeneracji ich powierzchni czołowej. przyjmuje się, że elektrody są zużyte, gdy średnica zgrzeiny, zmierzona w badaniu na odrywanie, jest mniejsza niż 3,5√g , gdzie g jest grubością blachy w mm [9]. pn-en iso 8166 dopuszcza także alternatywne kryteria oceny trwałości elektrod, jednak są one bardziej skomplikowane i czasochłonne. zaliczyć do nich można zmniejszenie wytrzymałości zgrzeiny na ścinanie lub skręcanie, wystąpienie „przyklejania się” elektrod do zgrzewanego materiału, a także ocenę zgładów metalograficznych lub inne kryteria, np. wymagania estetyczne. procedura oceny trwałości elektrod zasady i warunki prowadzenia testów trwałości elektrod są ujęte w pn-en iso 8166. zaleca się stosowanie zgrzewarek konwencjonalnych zasilanych prądem przemiennym o częstotliwości 50 lub 60 hz. ponieważ temperatura medium chłodzącego elektrody może istotnie wpływać na ich trwałość, zaleca się, aby temperatura wody chłodzącej była mierzona i stała w każdej serii badań. jeżeli nie są badane skutki chłodzenia elektrod, wydatek wody chłodzącej ma wynosić co najmniej 4 l/min na każdą elektrodę przy zgrzewaniu blach niepowlekanych oraz 6 l/min przy zgrzewaniu blach powlekanych. zaleca się, aby temperatura wody chłodzącej na wlocie nie była wyższa niż 20 °c, a jej temperatura na wylocie nie powinna przekraczać 30 °c. układy chłodzenia górnej i dolnej elektrody mają być rozdzielone, a woda do ich chłodzenia nie powinna pochodzić z obwodów chłodzenia transformatora i tyrystorów zgrzewarki. w zależności od celu badania, materiał elektrod oraz ich kształt i wymiary powinny być zgodne z wymaganiami odpowiednich norm iso. jeżeli nie określono inaczej, należy stosować proste elektrody do zgrzewania o wymiarach i tolerancjach określonych w iso 5184, a w przypadku nasadek elektrodowych – w pn-en iso 5821. doboru średnicy końcówki elektrody d należy dokonać w zależności od grubości zgrzewanej blachy, zgodnie ze wzorem: d = 5√g podczas badań należy zapewnić dobrą współosiowość elektrody górnej i dolnej, w przeciwnym razie 57przegląd spawalnictwa 6/2014 zużycie elektrod będzie postępowało nierównomiernie i zbyt szybko. prędkość zgrzewania powinna wynosić 50 zgrzein/min dla zgrzewarek stacjonarnych, 30 zgrzein/min przy zgrzewaniu zrobotyzowanym i 10 zgrzein/min dla zgrzewarek wielopunktowych. jak już wspomniano uprzednio, badania trwałości elektrod można prowadzić w celu określenia ich przydatności do zgrzewania określonego materiału lub też odwrotnie – charakteryzować w ten sposób jeden z aspektów zgrzewalności materiału rodzimego. w pierwszym przypadku, gdy przedmiotem badania nie jest materiał zgrzewany, norma szczegółowo określa jego rodzaj oraz grubość. przed przystąpieniem do badań trwałościowych należy tak dobrać parametry procesu, aby średnice pierwszych zgrzein były zbliżone do średnicy wyjściowej końcówki elektrody, która w przypadku elektrod lub nasadek o kształcie ściętego stożka wynosi 5√g. na jeden cykl badań trwałości elektrod przypada 200 zgrzein. pierwsze 192 zgrzeiny wykonuje się, zgrzewając dwa arkusze blachy o wymiarach co najmniej 350x470 mm. należy zachować odległość zgrzein od krawędzi arkusza wynoszącą min. 10 mm i podziałkę (odległość środków sąsiadujących zgrzein) co najmniej 30 mm. rys. 1. schemat rozmieszczenia i kolejność wykonywania zgrzein na arkuszu blachy o wymiarach 350x470 mm fig. 1. schematic layout of welds over 350x470 mm sheet size and the order of their execution ostatnie 8 zgrzein cyklu przeznacza się do testu odrywania i wykonuje się je, zgrzewając taśmy tych samych blach o wymiarach 30x250 mm. opisane cykle po 200 zgrzeinach powtarza się tak długo, aż testowane „ósemki” zgrzein przestaną spełniać przytoczone wcześniej kryteria jakościowe. elektrody uznaje się wówczas za zużyte, a badanie za zakończone. aby określić wielkość rozrzutu, test trwałości należy wykonać na co najmniej trzech kompletach elektrod. z tego względu należy dołożyć starań, aby poszczególne elektrody nie różniły się co do składu chemicznego, struktury i stanu powierzchni. powinny one pochodzić z tej samej partii materiału i być wykonane za pomocą tej samej metody, np. kucia na zimno. nie zaleca się czyszczenia powierzchni czoła elektrod podczas badania trwałości. z powodu konieczności wykonywania setek, a nawet tysięcy zgrzein, badania trwałości elektrod są długotrwałe i pracochłonne. aby proces ten zoptymalizować, podjęto próbę jego mechanizacji. w zakładzie inżynierii spajania politechniki warszawskiej, posiadającym zgrzewarkę punktową zpf-40, zbudowano zmechanizowane stanowisko badawcze do pomiaru trwałości elektrod do zgrzewania oporowego (rys. 2). oznaczenia na rysunku: p1, p2 – przepływomierze wody chłodzącej, t1, t2, t3, t4 – termometry wody chłodzącej, e1, e2 – badane elektrody, mz – materiał zgrzewany, tr – transformator mocy, us – układ sterowania zgrzewarki. rys. 2. stanowisko do pomiaru trwałości elektrod do zgrzewania oporowego na bazie zgrzewarki zpf-40 (oznaczenia w tekście) fig. 2. the stand on zpf-40 welder basis for the resistance welding electrodes life test (explanations of symbols in the text) zgrzewarka została wyposażona w aparaturę pomiarową do kontroli parametrów zgrzewania zgodnie z pn-en iso 8166 oraz w dwuosiowy manipulator pełniący funkcję stołu ruchomego do przemieszczania zgrzewanych blach (rys. 3). 58 przegląd spawalnictwa 6/2014 rys. 3. x-y ruchomy stół do przemieszczania zgrzewanych arkuszy blach fig. 3. x-y moving table for the displacement of spot welded metal sheets ruchomy stół o zakresie ruchów 500x700 mm napędzany jest silnikami krokowymi sterowanymi komputerowo przez aplikację mach3. program w języku g steruje ruchami stołu po zadanej trajektorii (rys. 1). układ sterowania zgrzewarki został sprzęgnięty z układem sterowania manipulatora, dzięki czemu usytuowanie zgrzein następuje ściśle w odpowiednich miejscach arkusza blachy. testowanie stanowiska badawczego stanowisko badawcze zostało przetestowane podczas badań porównawczych trwałości elektrod wykonanych ze stopu cucrzr produkcji jednej z czołowych firm światowych oraz elektrod wykonanych z podobnego materiału po specjalnej obróbce cieplno-mechanicznej w instytucie podsumowanie zastosowanie zmechanizowanego stanowiska do badania trwałości elektrod do zgrzewania punktowego umożliwiło wydatne skrócenie czasu testów i eliminację uciążliwej, ręcznej obsługi. ponadto przyczyniło się do eliminacji niekorzystnych czynników i zachowania ściśle powtarzalnych warunków podczas całego testu, co nie było możliwe przy ręcznym prowadzeniu badania: zachowania prostopadłości osi elektrod względem zgrzewanych blach, identycznych odstępów między zgrzeinami, jednostajnej prędkości zgrzewania oraz usunięcia operatora ze strefy szkodliwego działania pola elektromagnetycznego. zmechanizowane testy trwałości elektrod wykazały swoją przydatność przez wychwycenie znaczącej różnicy pomiędzy zachowaniem się elektrod o jednakowym składzie chemicznym, ale zróżnicowanej strukturze, wytworzonych przez dwu różnych producentów. literatura [1] pn-en iso 5182 materiały na elektrody i sprzęt pomocniczy. [2] pn -84/m-69005 spawalnictwo. spajanie metali. terminologia. [3] en iso 18278-1:2004. resistance welding – weldability – part 1: assessment of weldability for resistance spot, seam and projection welding of metallic materials (od 31.05.2005 status pn). [4] en iso 18278-2:2004. resistance welding – weldability – part 2: alternative procedures for the assessment of sheet steels for spot welding (od 31.05.2005 status pn). [5] en iso 14327:2004. resistance welding – procedures for determining the weldability lobe for resistance spot, projection and seam welding (od 31.05.2005 status pn). [6] resistance welding manual (4th edition), resistance welder manufacturers’ association (rwma), philadelphia 2003. [7] zhang h., senkara j.: resistance welding. fundamentals and applications. crc press, taylor&francis, boca raton (fla), 2012. [8] papkala h.: zgrzewanie oporowe metali, wyd. kabe, krosno 2003. [9] pn-en iso 8166 procedura oceny trwałości elektrod do zgrzewania punktowego przy stałych nastawach maszyny. [10] zyśk b., kulczyk m., lewandowska m., kurzydłowski k.j.: effect of heat treatmet and hydrostatic extrusion on mechanical properties of cucrzr alloy. archives of metallurgy and materials 55, 2010. [11] kulczyk m., zyśk b., lewandowska m., kurzydłowski k.j.: grai refinement i cucrzr by spd processing. physica status solidi a207, 2010, 1136-1138. wysokich ciśnień unipress pan [10, 11]. badaniom poddano po trzy komplety elektrod z każdego stopu, w sumie wykonano 4400 zgrzein. materiałem zgrzewanym były blachy stalowe ocynkowane w gatunku dx51d+z, o grubości 1 mm. wyniki pomiarów przedstawiono na rysunku 4 w układzie współrzędnych: liczba wykonanych zgrzein – średnica zgrzeiny. linią poziomą oznaczono próg minimalnej dopuszczalnej wielkości średnicy zgrzeiny (d = 3,5√g). widoczne jest, że oba rodzaje elektrod zużywają się wraz z postępem testu trwałości – liczbą wykonanych zgrzein, których średnice stają się coraz mniejsze. jednak zmniejszenie średnicy zgrzein poniżej dopuszczalnego poziomu nastąpiło znacznie później w przypadku elektrod produkcji iwc unipress pan. rys. 4. wyniki badań porównawczych trwałości elektrod do zgrzewania punktowego. elektrody 43÷48 produkcji iwc pan, elektrody 1÷6 innego producenta fig. 4. the results of the comparative test of spot welding electrodes. electrodes no 43÷48 are of iwc pan production, electrodes 1÷6 came from another manufacturer 201311_pspaw_4ju5.pdf 58 przegląd spawalnictwa 11/2013 andrzej skrzypczyk sebastian sikora właściwości i struktura złączy spawanych stalowych belek stropowych z lat 30. xx w. ze wzmocnieniami z niestopowej stali konstrukcyjnej properties and structure of welded joints of steel  beams from the 1930s with non-alloy structural  steel reinforcements r inż andrze skrzypczyk mgr inż se a tian sikora – politechnika świętokrzyska, kielce. a tract long time maintenance or change in usage of steel construction structures often requires upgrading (reinforcement) with welding technology. it is necessary to perform welded joints of the old steel elements with elements from new steel. this problem is shown as a study of structure and mechanical properties of butt and filet joints of old and new steel. the results of these tests can be used in the design of reinforcing old steel structures using welding techniques. stre zczenie wieloletnia eksploatacja lub zmiana sposobu użytkowania stalowych konstrukcji budowlanych często wymaga ich modernizacji (wzmacniania) z zastosowaniem spawania. niezbędne jest wówczas wykonanie połączeń spawanych elementów stalowych starej stali z elementami z nowej stali. problem ten pokazano na przykładzie badania właściwości mechanicznych i struktury złączy doczołowych i przylgowych starej i nowej stali. wyniki tych badań można wykorzystać przy projektowaniu wzmacniania starych konstrukcji stalowych z zastosowaniem technik spawalniczych. t p w pierwszej połowie xx w. powstało wiele stalowych konstrukcji budowlanych. długi okres eksploatacji spowodował, że obecne właściwości stali w wyniku procesów starzeniowych mogą znacznie różnić się od jej stanu wyjściowego. zmiana przeznaczenia, zwiększenie obciążenia oraz zły stan techniczny tych obiektów powoduje konieczność ich modernizacji. w celu zapewnienia dalszej bezpiecznej eksploatacji dokonuje się wzmocnień konstrukcji z zastosowary 1 sposoby wzmacniania kształtowników stalowych [2] ig 1 methods of reinforcing steel profiles [2] niem technik spawalniczych. często wzmacnianymi elementami konstrukcji stalowych budowlanych są różnego rodzaju belki, pracujące głównie na zginanie w jednej lub dwóch płaszczyznach [1]. na rysunku 1 pokazano sposoby wzmacniania belek stropowych 59przegląd spawalnictwa 11/2013 ry 2 rozwiązanie konstrukcyjne wzmocnienia belki dwuteowej ig 2 design solution to strengthen i-beam wykonanych z kształtowników stalowych przy pomocy płaskowników. dodanie wzmocnień można realizować w różny sposób. najłatwiej wykonać to przez przyspawanie płaskowników. stale ze starych konstrukcji mogą znacznie różnić się składem chemicznym, a zwłaszcza zawartością siarki i fosforu od współczesnych stali konstrukcyjnych niestopowych przeznaczonych na spawane konstrukcje stalowe. powoduje to, że prace modernizacyjne wzmacniania starej konstrukcji stalowej muszą być poprzedzone przeprowadzoną oceną możliwości wykonania złączy spawanych starej stali z nową. najlepiej ocenę tą przeprowadzić (jeśli istnieje możliwość pobrania próbek ze starej konstrukcji), wykonując złącza próbne starej stali z elementem wzmocnienia wykonanym z nowej stali. w pracy przedstawiono wyniki badań właściwości mechanicznych i struktury złączy wzmocnień belki dwuteowej wykonanej z kształtownika i220 płaskownikami ze stali s235jr+ar o wymiarach 16x80 mm w przekroju poprzecznym (rys. 2). ateriały żyte do ada do wykonania złączy próbnych zastosowano wycinki ze starej stali o składzie chemicznym i właściwościach mechanicznych przedstawionych w tablicach i i ii. w tablicach iii i iv podano skład chemiczny i właściwości mechaniczne płaskowników ze stali s235jr+ar zastosowanych na elementy wzmocnień. jak widać z tablic od i do iv skład chemiczny i właściwości tych stali różnią się dość znacznie. równoważnik chemiczny węgla dla starej stali wynosi 0,15, a dla nowej 0,28. na rysunku 3 pokazano mikrostrukturę próbek starej stali, a na rysunku 4 mikrostrukturę stali wzmocnienia. ta lica i skład chemiczny starej stali, % wag. ta le i. the chemical composition of the old steel, wt.% ta lica ii właściwości mechaniczne starej stali ta le ii mechanical properties of old steel ta lica iii skład chemiczny stali s235jr+ar, % wag. ta le iii the chemical composition of s235jr+ar steel, wt.% ry 3. struktura starej stali ig 3 structure of old steel ry 4. struktura stali s235jr+ar ig 4 structure of s235jr+ar steel c mn si p s cu cr 0,091 0,260 0,006 0,0117 0,0195 0,095 0,025 ni al v mo nb ti fe 0,043 0,008 0,000 0,006 0,002 0,006 reszta re, mpa rm, mpa a5, % 311 498 22,8 c mn si p s cu cr 0,16 0,67 0,17 0,015 0,005 0,02 0,03 ni al v mo nb ti n2 0,02 0,028 <0,005 <0,05 <0,01 <0,005 0,006 60 przegląd spawalnictwa 11/2013 ta lica iv właściwości mechaniczne stali s235jr+ar ta le iv mechanical properties of s235jr+ar steel re, mpa rm, mpa a5, % typ próbki temp., 0c kv próba 1, j kv próba 2, j kv próba 3, j kv śred. j 300 425 31 kv +20 205 181 176 95 ykonanie złączy pr nyc do wykonania złączy próbnych zastosowano metodę mag. badania obejmowały wykonanie złączy przylgowych ze spoiną pachwinową oraz złączy doczołowych ze spoiną czołową jednostronną na pełny przetop. w tablicy v podano parametry technologiczne spawania złączy próbnych. wykonanie złączy doczołowych starej stali z nową miało na celu wykonanie próbek do badań właściwości mechanicznych. sposób realizacji przygotowania próbek i brzegów do spawania złączy doczołowych starej stali z nową pokazano na rysunkach 5 i 6. poszczególne próbki ustawiano, tak aby uwzględnić kierunek walcory 5 widok przygotowania próbek do spawania – statyczna próba rozciągania ig 5 view of the preparation of sample for welding – static tensile test ry 6 widok przygotowania próbek do spawania – próba udarności, z lewej przygotowanie na ½v, z prawej przygotowanie na v ig 6 view of the preparation of sample for welding-impact test, in the left ½v preparing, in the right v preparation ry 7 złącze próbne ig 7 welded test joint ry 8 sposób pobierania próbek do badań niszczących ig 8 arrangement and method of retrieving samples for destructive testing wania dla odcinków próbnych. dla próbek do statycznej próby rozciągania kierunek ten był równoległy do spoiny, a dla próbek do badań udarności był prostopadły do spoiny. jako materiału dodatkowego użyto litego drutu elektrodowego w gatunku ok aristorod 12.50 o oznaczeniu g3si1 wg pn-en iso 14341 i dwuskładnikową mieszankę gazową m21 zgodnie z pn-en iso 14175, zawierającą 18% dwutlenku węgla i 82% argonu. przykładowe złącze próbne pokazano na rysunku 7. z tak wykonanych złączy próbnych pobrano próbki do badań niszczących (rys. 8). rodzaj złącza ścieg średnica spoiwa, mm natężenie prądu, a napięcie łuku, v prędkość poda wania drutu m/min. prędkość spawania cm/min bw v 1 1,2 146-163 22-23 5,0-5,5 26-30 2 1,2 182-209 23-24 6,0-6,5 29-34 3 1,2 257-284 30-31 7,5-8,2 30-35 bw ½ v 1 1,2 141-166 22-23 5,0-5,5 24-29 2 1,2 175-200 23-24 5,9-6,4 28-33 3 1,2 261-282 30-31 7,5-8,2 31-36 p 1,2 162-199 23-24 6,2-6,7 32-37 ta lica v. parametry technologiczne spawania złączy próbnych ta le v technological parameters of welding of test joints 61przegląd spawalnictwa 11/2013 ry 9 widok próbek do statycznej próby rozciągania ig 9 view of samples for static tensile test ry 10 rozmieszczenie linii pomiaru rozkładu twardości ig 10 location of lines of the indentations ry 11 rozkład twardości w przekroju poprzecznym złącza doczołowego. złącze v ig 11 hardness test results in the cross section of the butt weld v preparation ry 12 rozkład twardości w przekroju poprzecznym złącza doczołowego. przygotowanie na 1/2 v ig 12 hardness test results in the cross section of the butt weld ½v preparation adania nieni zczące program badań obejmował: badania wizualne, badania ultradźwiękowe, statyczną próbę rozciągania, próbę zginania, badania twardości, badania udarności, badania struktury złączy spawanych. wykonane złącza próbne poddano badaniom wizualnym i ultradźwiękowym. na podstawie tych badań stwierdzono, że złącza spawane spełniają wymagania poziomu jakości b wg pn-en iso 5817. adania ni zczące statyczną próbę rozciągania próbek poprzecznych ze złączy spawanych wykonano zgodnie z pn-en iso 4136. wykonano dwa rodzaje próbek (rys. 9). jeden rodzaj dla oceny wytrzymałości złącza, a drugi dla zbadania wytrzymałości spoiny. zerwanie próbki nastąpiło w materiale podstawowym starej stali. wytrzymałość na rozciąganie wynosiła 448 mpa. w przypadku próbek do badania wytrzymałości spoiny zerwanie również miało miejsce w materiale starej stali z wynikiem 364 mpa. próbę zginania złączy próbnych wykonano wg pnen iso 5173. wykonano próby gięcia z rozciąganiem lica oraz z rozciąganiem grani spoiny z zastosowaniem trzpienia o średnicy 40 mm. w obydwóch przypadkach kąt gięcia wynosił 1800. badania rozkładu twardości wykonano metodą vickersa z obciążeniem 98 n na próbkach pobranych z przekroju poprzecznego złączy. rozmieszczenie linii pomiarowych pokazano na rysunku 10. wyniki pomiarów twardości przedstawiono na rysunkach 11 i 12. ry 13 makrostruktura złącza doczołowego – przygotowanie na v ig 13 macrostructure of butt weld v preparation ry 14 makrostruktura złącza doczołowego – przygotowanie na ½v ig 14. macrostructure of butt weld – ½v preparation 62 przegląd spawalnictwa 11/2013 ry 15 struktura spoiny złącza doczołowego ig 15 weld metal structure of the butt weld ry 16 struktura w obszarze linii wtopienia złącza doczołowego – stara stal ig 16 structure of fusion zone of butt weld – old steel ry 17 struktura w obszarze linii wtopienia złącza doczołowego – obszar normalizowany kolejnym ściegiem ig 17 structure of fusion zone of butt weld – anneal zone by next layer ry 18 struktura w obszarze linii wtopienia złącza doczołowego– s235jr ig 18 structure of fusion zone of butt weld – s235jr steel ry 19 struktura swc obszaru gruboziarnistego złącza doczołowego – stara stal ig 19 structure of coarse-grained haz of butt weld – old steel ry 20 struktura swc obszaru gruboziarnistego złącza doczołowego – s235jr ig 20 structure of coarse grained haz of butt weld – s235jr steel ry 21 struktura swc obszaru normalizacji złącza doczołowego – stara stal ig 21 structure of fine grained haz of butt weld – old steel ry 22 struktura swc obszaru normalizacji złącza doczołowego – s235jr ig 22 structure of fine grained haz of butt weld – s235jr steel badania udarności przeprowadzono na próbkach z karbem naciętym w osi spoiny (vwt) i w strefie wpływu ciepła w odległości 1 mm od linii wtopienia (vht) zgodnie z pn-en iso 9016. badania wykonano w temperaturze otoczenia. udarność spoiny wynosiła 254 j, a strefy wpływu ciepła 92 j. adania metalogra czne na rysunkach 13÷14 pokazano makrostruktury złączy próbnych w przekroju poprzecznym. charakteryzują się one poprawną budową, bez niezgodności spawalniczych. na rysunku 15 przedstawiono charakterystyczny kierunek narastania kryształów słupkowych przeciwny do kierunku odprowadzania ciepła. spoiny charakteryzują się poprawnym wtopieniem w elementy ze stali starej i nowej. na rysunkach 16÷24 przedstawiono charakterystyczne mikrostruktury dla wybranych obszarów złącza doczołowego ze spoiną czołową. dla spoiny czołowej wielowarstwowej charakterystyczna jest struktura ferrytyczna z obszarami gruboziarnistymi z wyraźnie zaznaczonymi kryształami słupkowymi i obszary o strukturze drobnoziarnistej uzyskane w wyniku oddziaływania cyklu cieplnego następnej warstwy. bezpośrednio do linii wtopienia przylega odcinek gruboziarnisty strefy wpływu ciepła (rys. 16, 18) z charakterystyczną budową iglastą w układzie widmanstaettena. za odcinkiem przegrzania w strefie wpływu ciepła występuje struktura drobnoziarnista charakterystyczna dla obszaru normalizacji (rys. 21, 22). strefa wpływu ciepła kończy się obszarem niepełnego przekrystalizowania. widać różnice w budowie mikrostruktury dla analogicznych obszarów swc dla materiału starej i nowej stali. 63przegląd spawalnictwa 11/2013 ry 23 struktura swc obszaru częściowego przekrystalizowania złącza doczołowego – stara stal ig 23. structure of intercritical haz of butt weld – old steel ry 24 struktura swc obszaru częściowego przekrystalizowania złącza doczołowego – s235jr ig 24 structure of intercritical haz of butt weld – s235jr steel nio ki celem pracy była ocen właściwości i struktury złączy spawanych belek stropowych z lat 30. ze wzmocnieniami ze stali w gatunku s235jr+ar. w wyniku przeprowadzonych prób spawania metodą mag potwierdzono możliwość zastosowania spawania do wzmacniania starych konstrukcji stalowych. na podstawie wykonanych badań właściwości mechanicznych i struktury można wnioskować o poprawności wyboru sposobu spawania i jego parametrów technologicznych. przedstawione w pracy badania wytrzymałości na rozciąganie i technologiczna próba zginania złączy potwierdzają zadawalające właściwości wytrzymałościowe i plastyczne wykonanych złączy spawanych starej stali z nową. udarność strefy wpływu ciepła badanych złączy od strony starej stali jest znacznie mniejsza niż udarność spoiny, ale spełnia wymagania dla współczesnej stali s235jr. badania rozkładu twardości w złączach spawanych wskazują, że zastosowane parametry technologiczne spawania nie powodują znacznego utwardzenia strefy wpływu ciepła i odzwierciedlają różnice w budowie strukturalnej poszczególnych obszarów złączy. badania strukturalne potwierdzają prawidłową budowę złączy, wolną od niezgodności spawalniczych. dla poszczególnych obszarów złączy zarówno od strony nowej jak i starej stali charakterystyczne są struktury dla połączeń ze stali konstrukcyjnych niestopowych. literat ra [1] kuśnierek m., maciejak m.: metody wzmacniania konstrukcji stalowych. koło naukowe konkret przy katedrze konstrukcji betonowych, politechnika wrocławska, 2011. [2] http://www.constructalia.com (05.08.2013) [3] wichtowski b., hołowaty j.: analiza starych mostów kolejowych według badań twardości i składu chemicznego. materiały konferencyjne xxv konferencji naukowo-technicznej, międzyzdroje 2011. [4] ricker d.t.: field welding to existing steel structures. engineering journal, american institute of steel construction, 1988. [5] carrato j.l.: should welding be used to repair structural steel. conference proceedings, 1999. [6] pn-en iso 5817: spawanie – złącza spawane ze stali, niklu, tytanu i ich stopów (z wyjątkiem spawanych wiązką) – poziomy jakości według niezgodności spawalniczych. [7] pn-en iso 4136: badania niszczące złączy spawanych metali – próba rozciągania próbek poprzecznych. [8] pn-en iso 5173: badania niszczące spoin w materiałach metalowych – badanie na zginanie. [9] pn-en iso 9016: badania niszczące złączy spawanych metali – badanie udarności – usytuowanie próbek, kierunek karbu i badanie. ps 10 2016 www.pdf 46 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 ocena twardości warstw nawęglanych  i hartowanych indukcyjnie na stali ams 6414  z zastosowaniem magnetycznych technik nieniszczących evaluation of hardness layers carburizing or induction hardened the steel ams 6414 using magnetic non-destructive techniques dr inż. dominik kukla – instytut podstawowych problemów techniki pan, dr inż. leszek piotrowski – politechnika gdańska, mgr inż. maciej szwed – politechnika warszawska. autor korespondencyjny/corresponding author: dkukla@ippt.gov.pl streszczenie praca dotyczy oceny możliwości identyfikacji zmian twardości warstw nawęglanych i hartowanych indukcyjnie, z wykorzystaniem nieniszczących technik magnetycznych. badania przeprowadzono na zestawie trzech próbek, ze stali ams 6414, poddanych procesowi nawęglania, w atmosferze o różnym stężeniu węgla, a następnie hartowaniu oraz na próbce bez warstwy. próbki z warstwami o różnej twardości (i stałej grubości 1,2 mm) poddano badaniom technikami nieniszczącymi, z zastosowaniem prądów wirowych i analizy szumów barkhausena. badania metodą prądów wirowych polegały na ocenie zmian kąta fazowego uzyskanego w efekcie oddalenia od warstw o różnej twardości. jednocześnie poddano analizie obwiednie sygnału efektu barkhausena, wyniki tych badań pozwoliły zidentyfikować różnice w twardości próbek ze stali, z warstwą o różnym stężeniu węgla. w celu weryfikacji pomiarów metodami nieniszczącymi wykonano jakościowe i ilościowe badania mikroskopowe oraz rozkłady mikrotwardości na przekrojach próbek. słowa kluczowe: nawęglanie; warstwy hartowane indykacyjnie; szumy barkhausena; prądy wirowe; profile mikrotwardości abstract the work concerns the evaluation of the possibility of identifying changes in hardness of carburizing and induction hardened layer, using magnetic non-destructive techniques. the research was conducted on a set of three samples, ams 6414 steel subjected to carburizing process in an atmosphere containing varying concentrations of carbon, and then quenched and the sample without the layer. samples with the layers of different hardness (of constant thickness 1.2 mm) was subjected to non-destructive testing techniques, using eddy currents and analysis of barkhausen noise. eddy current testing method consisted of evaluating changes in the phase angle obtained as a result of separation from layers of different hardness. at the same time analyzed the envelope signal barkhausen effect, results of these studies have identified differences in the hardness of samples of steel with a layer of varying concentrations of carbon. in order to verify the measurements made by non-destructive methods qualitative and quantitative microscopy and microhardness distributions on cross sections samples. keywords:  carburizing; induction-hardened layer; barkhausen noise; eddy currents; micro-hardness profiles wstęp w produkcji podzespołów silników lotniczych wszystkie elementy poddawane są kontroli jakości. w przypadku elementów hartowanych indukcyjnie jednym z kontrolowanych parametrów jest twardość i grubość utwardzonej warstwy. wyznaczenie tych danych wymaga wykonania badań na zgładach metalograficznych, czyli zniszczenia części obrabianych detali, co zwiększa koszt produkcji. możliwość wykorzystania nieniszczących technik badawczych do ilościowej oceny wymaganych parametrów, np. w oparciu o metody magnetyczne, pozwoli na zwiększenie efektywności procedur diagnostycznych i ograniczy starty produkcyjne. materiał i metodyka badania prowadzono na zestawie czterech próbek walcowych, ze stali ams 6414, o geometrii umożliwiającej wykonanie pomiarów technikami nieniszczącymi, poddanych dominik kukla, leszek piotrowski, maciej szwed przeglad welding technology review 47przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 procesowi nawęglania, w atmosferze o różnym stężeniu węgla, a następnie hartowaniu indukcyjnemu. pozwoliło to uzyskać warstwy o różnych twardościach, przy stałej grubości (1,2 mm), zgodnie z opracowanym modelem przedstawionym na rysunku 1. rys. 1. model procesu nawęglania fig. 1. model of carburizing process wartości twardości trzech warstw, wyznaczone na podstawie symulacji procesu nawęglania, podano w tablicy i, wraz z realnymi wartościami zmierzonymi pod obciążeniem 100 n. wykonano też profile mikrotwardości hv 0,5 w celu weryfikacji danych modelowych oraz oceny gradientu tego parametru. wartość modelowa 700 740 780 wartość zmierzona hv 10 783 797 836 tablica i. twardość hv10 warstw modelowa i zmierzona table i. hardness hv10 layers model and measured wyniki pomiarów wykonanych na mikro-twardościomierzu zwick roel, wskazują, że uzyskane warstwy charakteryzują się wyższą twardości niż założono do celów obróbki powierzchniowej. dotyczy to wszystkich próbek, jednak zarejestrowane różnice, wynikające ze zmiennego stężenia węgla, są wystarczające do wykorzystania zestawu jako wzorce referencyjne. w dalszych badaniach i opisach wyników posłużono się oznaczeniem twardości uzyskanym w modelowaniu. wytworzony zestaw próbek poddano badaniom technikami nieniszczącymi, z zastosowaniem prądów wirowych i analizy szumów barkhausena. badania metodą prądów wirowych polegały na ocenie zmian kąta fazowego uzyskanego w efekcie oddalenia od warstw o różnej twardości. pomiary przeprowadzono z zastosowaniem defektoskopu norton 600 firmy olympus, przy wysokich częstotliwości pola wzbudzającego, na poziomie 5 mhz. skutkuje to ograniczeniem głębokości wnikania prądów w stali ferromagnetycznej do kilkuset mikrometrów, czyli w zakresie grubości warstw hartowanych. podobne badania, z zastosowaniem prądów wirowych prowadzono także w zakresie oceny stopnia uszkodzenia zmęczeniowego [1,2], stanu składowych naprężenia resztkowych [3], czy też grubości warstw hartowanych [4,5]. z kolei metoda szumów barkhausena wykorzystywana była przez autorów m in. do ilościowej oceny deformacji żelaza armco [6] oraz stali 13hmf [7], a także do oceny efektów pełzania stali p91 [8]. po wykonaniu badań metodami nieniszczącymi przeprowadzono badania metalograficzne zgładów przekroi poprzecznych wszystkich trzech próbek. badania te prowadzono za pomocą mikroskopu metalograficznego nikon epiphot 200 oraz skaningowego mikroskopu elektronowego sem hitachi su70. powierzchnie poddane obserwacji mikroskopowej uprzednio przygotowano według standardowych procedur metalograficznych obejmujących szlifowanie, polerowanie i trawienie odczynnikiem nital 4% wg pn 61/h-04502. mikrostrukturę materiału obserwowano przy powiększeniach 100÷500x. celem badań było uzyskanie jakościowej charakterystyki mikrostruktury materiału oraz uwidocznienie zmian powodowanych procesem nawęglania. wyniki wyniki pomiarów mikrotwardości przedstawione na rysunku 2 potwierdzają rozkład opracowany na podstawie symulacji, czyli fakt uzyskania zestawu próbek o trzech, różnych wartościach twardości warstwy na powierzchni próbek ze stali 6414. zgodnie z założeniem podwyższona twardość (w stosunku do rdzenia) utrzymuje się do głębokości warstwy (ok. 1,2 mm). na powierzchni uzyskano różnice ok. 40 hv. rys. 2. profile mikrotwardości fig. 2. micro hardness profiles wyniki pomiarów kąta fazowego impedancji uzyskanych w efekcie „lift off” dla trzech próbek z warstwą nawęgloną oraz dla próbki bez warstwy pokazano na rysunku 3. rys. 3. charakterystyka impedancji dla próbek o różnej twardości fig. 3. impedance curve for samples having different hardnesses 48 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 na wykresie są widoczne różnice w wartości kąta fazowego mierzonego sygnału, których wartości dla poszczególnych próbek zestawiono w tablicy ii. próbka bez warstwy 700 740 780 kąt fazowy 12,1 19,5 27,1 31,9 tablica ii. wartości kąta fazowego dla próbek o różnej twardości warstwy nawęglanej table ii. the values of the phase angle of the samples with different carburized layer hardness na rysunku 4 przedstawiono obwiednie sygnału efektu barkhausena. jak widać wzrost twardości (na ogół idący w parze ze wzrostem twardości magnetycznej) skutkuje zauważalnym obniżeniem amplitudy sygnału be. rys.  4. charakterystyka zmian sygnału barkhausena dla warstw o różnej twardości fig. 4. characteristic changes in barkhausen signal for layers of different hardness rys. 5. mikrostruktury próbek nawęglanych. zdjęcia wykonane na mikroskopie metalograficznym, pow. 500x fig. 5. carburized microstructure samples. pictures taken on a metallurgical microscope, 500x magnification 49przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 rys. 6. mikrostruktury próbek nawęglanych. zdjęcia wykonane na skaningowym mikroskopie elektronowym (sem); pow. 2000x fig. 6. carburized microstructure samples. pictures taken on a scanning electron microscope (sem); 2000x magnification w przypadku obu metod pomiarowych zarejestrowano wpływ twardości mierzonej warstwy na wartość mierzonego parametru, przy czym różnice w zakresie 700780 hv (a właściwie w zakresie 750-840) są wyraźnie widoczne. wyniki badań z zastosowaniem obu technik mikroskopowych przedstawiono w postaci wybranych obrazów mikrostruktur badanych próbek. na rysunku 5 przedstawiono zdjęcia uzyskane na mikroskopie świetlnym. rysunek 6 prezentuje obrazy mikrostruktur rdzenia i warstw uzyskane za pomocą skaningowego mikroskopu elektronowego (sem). na rysunkach 5 i 6 przedstawiono obrazy mikrostruktury rdzenia i warstwy 3 próbek o zróżnicowanej twardości warstwy. zdjęcia warstw pochodzą z obszaru podpowierzchniowego, gdzie różnice wynikające ze stężenia węgla są najlepiej widoczne. w przypadku rdzenia wszystkie trzy obrazy przedstawiają strukturę martenzytyczną, o podobnej morfologii i wielkości elementów mikrostruktury. w przypadku warstw, widoczne jest coraz większe rozdrobnienie martenzytu wraz ze wzrostem twardości. wynika to z faktu zwiększenia ilości miejsc zarodkowania martenzytu podczas hartowania wraz ze wzrostem zawartości węgla w warstwie nawęglonej, co w konsekwencji prowadzi do ograniczenia jego rozrostu. dodatkowo w najtwardszej warstwie można odnotować obecność wydzieleń cementytu. 50 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 wnioski różnice w twardości warstw nawęglanych i hartowanych indukcyjnie na stali, są możliwe do identyfikacji z zastosowaniem nieniszczących technik diagnostycznych. przeprowadzone badania potwierdzają skuteczność w tym zakresie m. in. metody prądów wirowych i szumów barkhausena. ponieważ jednak metody te są czułe na różne właściwości materiałowe, rejestrowane zmiany mogą być także efektem takich czynników, jak np. zmiany w składzie chemicznym warstwy oraz stan naprężenia w poszczególnych warstwach. dlatego też wykorzystanie testowanych metod magnetycznych do ilościowej oceny twardości warstw nawęglanych wymaga przygotowania szeregu próbek referencyjnych. próbki te muszą być dedykowane do konkretnych detali poddawanych kontroli, wykonane z tego samego materiału i według tej samej technologii, z zastosowaniem jednakowych obróbek powierzchniowych. podziękowania badania.realizowano.w.ramach.projektu.finansowanego.przez.narodowe.centrum.badań.i.rozwoju,.nr.-.245061 . literatura [1] krysztofik j., kukla d., socha g.: ocena stopnia uszkodzenia stopu inconel 718 z zastosowaniem prądów wirowych, przegląd spawalnictwa, issn: 0033-2364, vol. 87, no. 12, pp. 36-38, 2015. [2] kukla d., zagórski a.: ocena rozwoju uszkodzenia zmęczeniowego warstwy aluminidkowej na stopie niklu z zastosowaniem technik nieniszczących, przegląd spawalnictwa, issn: 0033-2364, vol. 87, no. 12, pp. 18-21, 2015. [3] kukla d., bałkowiec a., grzywna p.: evaluation of microstructural changes of s235 steel after rolling on the basis of microscopic observations and eddy current non-destructive method, advances in materials science, issn: 1730-2439. [4] j.m. szlagowska-spychalska, m.m. spychalski, k.j. kurzydlowski: a novel approach for measuring of thickness of induction hardened layers based on the eddy current method and the finite element modeling, ndt & e international, volume 54, march 2013, pp. 56-62. [5] m.j. johnson, h. cao, j.c. moulder: eddy-current and magnetic measurements on case-hardened steel, review of progress in quantitative nondestructive evaluation, volume 18 a, pp 1733-1740. [6] piotrowski l., augustyniak b., chmielewski m., hristoforou e., kosmas k.: evaluation of barkhausen noise and magnetoacoustic emission signals properties for plastically deformed armco iron; ieee trans. magn.; vol. 46, no. 2; (2010) pp. 239-242. [7] piotrowski l., augustyniak b., chmielewski m., kowalewski z.: multiparameter analysis of the barkhausen noise signal and its application for the assessment of plastic deformation level in 13hmf grade steel; meas. sci. technol. 21, (2010) 115702 (7pp). [8] augustyniak b., chmielewski m., piotrowski l., kowalewski z.: comparison of properties of magnetoacoustic, emission and mechanical barkhausen effects for p91 steel after plastic flow and creep; ieee transaction on magnetics; vol. 44. no 11 (2008) p. 3273-3276. ps 02 2018 www.pdf 45przegląd  spawalnictwa vol. 90 2/2018 nitowanie bezotworowe blach miedzianych   – wybrane aspekty selected aspects of spr copper sheets joining dr inż. robert cacko, dr inż. jacek goliński, dr inż. piotr czyżewski – politechnika warszawska. autor korespondencyjny/corresponding author: r.cacko@wip.pw.edu.pl streszczenie metoda bezotworowego nitowania blach swój rozwój zawdzięcza głównie zmieniającym się wymaganiom w przemyśle motoryzacyjnym ze względu na zastosowanie nowych materiałów, zwłaszcza na elementy karoserii, i konieczności ich efektywnego łączenia. obserwowane tendencje do stosowania w konstrukcjach elementów lekkich, a przy tym wytrzymałych, wykonanych ze stopów aluminium, kompozytów, tworzyw sztucznych itd., są tego przykładem. w referacie zaprezentowano wybrane aspekty prób zastosowania procesu nitowania bezotworowego do łączenia blach miedzianych. zastosowano opracowaną wcześniej procedurę modelowania numerycznego procesu tworzenia połączenia i jego obciążania. analizy numeryczne zostały zweryfikowane eksperymentalnie przy wykorzystaniu przemysłowego stanowiska badawczego wykorzystującego specjalny przyrząd wyposażony w zaprojektowany tor pomiarowy. do symulacji wykorzystano komercyjne oprogramowanie ogólnego przeznaczenia msc.marc, służące m.in. do modelowania zjawisk o charakterze nieliniowym. zaprezentowane wyniki mają charakter jakościowy i stanowią początek działań podejmowanych w ramach współpracy z firmą produkcyjną, mającej na celu optymalizację oraz opracowanie wewnętrznych wytycznych do projektowania połączeń blach miedzianych. słowa kluczowe: nitowanie bezotworowe; łacznie miechaniczne; modelowanie numeryczne abstract the self-piercing riveting – spr – for sheet metal joining owes its development mainly to the changing requirements of the automotive industry due to the use of new materials, especially for the body parts, and the need for their efficient joining. the observed trends to use for the structural components lightweight, yet durable, aluminum alloys, composites, plastics, etc., are examples of this tendency. the paper presents selected aspects of the attempts to use the spr method for joining copper sheets. a numerical modeling of the process of joint formation and its loading was introduced. these analysis were verified experimentally using an industrial set-up consisting of a mobile unit for riveting equipped with a specially designed components for a measuring track settting. simulation were carried out with commercial software based on the finite element method msc.marc, dedicated for the nonlinear analysis. the presented results are of a qualitative nature and are the beginning of activities undertaken in cooperation with the production company, aimed at optimizing and developing internal guidelines for the design of copper sheet joints. keywords: self-piercing riveting; mechanical joining; numerical modeling wstęp nitowanie bezotworowe (ang. self-piercing riveting – spr) jest techniką łączenia pod naciskiem wykorzystującą nit o specjalnym, rurowym kształcie, zwykle wykonany ze stali niskostopowej, do łączenia dwóch lub więcej arkuszy blach. klasyfikowana jest w obszarze obróbki plastycznej ze względu na charakter odkształcenia materiałów łączonych jak i elementu łączącego, czyli nitu. w czasie procesu łączenia dochodzi do przebicia górnej blachy (blach) i zagłębienia nitu wraz z jego odkształceniem w blasze dolnej, schemat na rysunku 1. w tak prawidłowo wykonanym połączeniu, przy zapewnieniu ciągłość dolnej blachy, utrzymana zostaje szczelność i odpowiednia wytrzymałość. siła wymagana robert cacko, jacek goliński, piotr czyżewski przeglad welding technology review do utworzenia tego typu połączenia zależy przede wszystkim od rodzaju materiałów i ich grubości. w przypadku blach z metali nieżelaznych wartości osiąganych sił dochodzą do 50 kn, natomiast dla łączonych blach stalowych mogą być wyższe i osiągać w pewnych przypadkach 100 kn. nitowanie techniką spr jest stosowane przede wszystkim w przemyśle motoryzacyjnym, np. przy łączeniu elementów karoserii i części nadwozia. ostatnimi czasy rozszerzył się zakres zastosowań tej metody, głównie ze względu na rozwój oprzyrządowania oraz popularyzację metody. można znaleźć przykłady zastosowań w montażu różnego rodzaju instalacji, np. kanałów wentylacyjnych czy w elementach doi: http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v90i2 .861 46 przegląd  spawalnictwa vol. 90 2/2018 nośnych wykonanych z blach lub profili otwartych o niewielkiej grubości, takich jak wszelkiego rodzaju obudowy, stelaże, kratownice itp. w ostatnich latach opracowano wiele artykułów dotyczących zarówno opisu czynników wpływających na jakość tego rodzaju połączeń, np. [1÷3], jak i technik ich projektowania/optymalizacji, np. [4÷8]. stanowisko badawcze w próbach eksperymentalnych wykorzystano specjalny przyrząd mobilny do nitowania o napędzie elektro-hydraulicznym esn50bh, stanowiący część zestawu rivset® htf 50 kn firmy böllhoff, w którym elektryczny silnik zasila hydrauliczny tłok o maksymalnej sile nacisku stempla 50 kn, rysunek 2a. poza standardowym wyposażeniem zestaw jest uzupełniony o niestandardową c-ramę snk50cbh, umożliwiającą nitowanie w większej odległości od krawędzi blach – maksymalnie ok. 120 mm. wybrane dane dotyczące urządzenia zestawiono poniżej: – masa: ok. 7,7 kg (z akumulatorem), – siła nacisku: do 50 kn, – napięcie: 12 v dc, – czas nitowania: 3÷5 s, – wydajność: ok. 300 nitowań/jedno ładowanie akumulatora. w celu dokonania pomiaru sił oraz przemieszczeń stempla w procesie łączenia konieczne było uzbrojenie urządzenia w dodatkowe elementy pomiarowe oraz zmodyfikowanie mocowania matrycy. w tym celu zaprojektowano mocowanie czujników siły, przemieszczenia uwzględniając zakres przestrzeni roboczej i zakresu przemieszczeń stempla. w celu montażu czujnika siły zostały wykonane dwa specjalnie zaprojektowane elementy pośrednie: sworzeń umieszczony w gnieździe matrycy c-ramy z gwintem w celu osadzenia czujnika oraz wałek z wytoczonymi otworami obu stron – z jednej w celu osadzenia na czujniku i drugiej w celu osadzenia w nim matrycy z zestawu nitownicy. do pomiaru przemieszczenia nitu zastosowano pojemnościowy czujnik przemieszczenia wa10 firmy hbm o zakresie pomiaru 0÷10 mm. w celu pomiaru przemieszczenia stempla konieczne było odpowiednie zamocowanie czujnika przemieszczenia oraz zderzaka, na którym czujnik byłby pozycjonowany. do przeprowadzenia pomiarów obydwu wielkości zastosowano wzmacniacz pomiarowy spider 8 firmy hbm, który był podłączony bezpośrednio do komputera wyposażonego w odpowiednią kartę z gniazdem umożliwiającym podłączenie wzmacniacza. tor pomiarowy uzupełniał przetwornik analogowo-cyfrowy, sparowany przez producenta i zapewniający odpowiednią kalibrację czujnika. czujnik przemieszczenia rys. 1. schemat procesu łączenia – główne etapy [2] fig. 1. self-piercing riveting outline [2] rys. 2. przyrząd do nitowania firmy böllhoff model esn50bh (a), wraz z zaprojektowanymi układem pomiarowym (b): 1 – element mocujący czujnik przemieszczeń, 2 – czujnik przemieszczeń, 3 – matryca, 4 – łącznik, 5 – zderzak, 6 – element mocowania czujnika siły, 7 – czujnik siły fig. 2. böllhoff riveting set esn50bh (a), including a measuring system (b): 1 – displacement sensor fastener, 2 – displacement sensor, 3 – die, 4 – connector, 5 – bumper, 6 – force transducer mounting, 7 – force transducer natomiast był podłączony bezpośrednio do wzmacniacza spider 8. nitownicę wraz z osprzętem pokazano na rysun ku 2b. widać na nim mocowanie czujnika przemieszczenia do ruchomej części nitownicy ponad stemplem. zderzak czujnika przemieszczenia jest zamocowany bezpośrednio do czujnika siły. specjalny uchwyt (1), posiadający dwa otwory mocujące został przytwierdzony z jednej strony do ruchomego stempla, natomiast z drugiej strony został zamocowany czujnik przemieszczenia (2). w czujnik siły (7) został wkręcony element mocowania (6), a następnie układ wsunięto w gniazdo matrycy w nitownicy. na czujnik siły nałożono zderzak (5). na grzybku czujnika siły nałożono spasowanym otworem łącznik (4), na którym została zamocowana matryca (3). w pierwszej kolejności przeprowadzono kalibrację układu czujników pomiarowych. rejestracja danych odbywała się a) b) 1 2 7 6543 47przegląd  spawalnictwa vol. 90 2/2018 poprzez specjalną aplikację dedykowaną do wzmacniacza spider 8. próby były rejestrowane z próbkowaniem 300 hz, co pozwalało na zgromadzenie wystarczającej liczby punktów pomiarowych w procesie trwającym kilka sekund. dodatkowo prowadzony był pomiar czasu nitowania. kalibracja czujnika siły odbyła się przez sparowanie czujnika z przetwornikiem analogowo-cyfrowym dostarczonym w zestawie przez producenta. odczytywane były wartości napięć odpowiadające – w zależności od czujnika – różnym wartościom fizycznym. dla czujnika siły zachowane były proporcje 10 v – 50 kn, a dla czujnika przemieszczeń 8 v – 10 mm. w przeprowadzonych próbach nitowania zastosowano matrycę z płaskim dnem, rysunek 3. rys. 3. matryca zastosowania w próbach nitowania fig. 3. die applied for tests rys. 4. próbka z blachy miedzianej przed i po próbie rozciągania fig. 4. copper specimen before and after stretching test rys. 5. rodzaj nitu wybrany do prób, typ 5 x 7 fig. 5. selected rivet shape for tests, type 5 x 7 próby nitowania przeprowadzono z wykorzystaniem standardowego nitu 5 x 7, rysunek 5. dane materiałowe do modelowania dla nitu wykorzystano z prac [3,4]. w próbach nitowania wykorzystano blachę miedzianą o oznaczeniu m1ez4. jest to miedź elektrolityczna o zawartości pierwiastka miedzi minimum 99,9%. materiał ten cechuje się wysoką plastycznością, bardzo dobrą przewodnością elektryczną i termiczną. nadaje się do emaliowania, pokrywania warstwami cynku, aluminium oraz wyżarzania. stosowana jest przede wszystkim w przemyśle elektrycznym, elektrotechnicznym oraz elektronicznym. produkowana jest w postaci blach, prętów, rur, drutów oraz gotowych wyrobów dla elektrotechniki jak odbiorniki ciepła, klemy itp. nitowanie bezotworowe staje się coraz popularniejsze również w przemyśle energetycznym głównie ze względu na wy soką wytrzymałość na obciążenia dynamiczne oraz brak ingerencji w strukturę materiału podczas tworzenia połączenia, co nie obniża jego możliwości do przewodzenia prądu. stąd zainteresowanie zakładów produkujących elementy konstrukcyjne z miedzi. w celu weryfikacji podanych przez producenta własności wykonano siedem serii prób rozciągania standardowych próbek, rysunek 4. na tej podstawie wyznaczone zostały parametry modelu materiału miedzi zastosowane w opisie materiału w modelowaniu numerycznym, tablicy i. tablica i. zestawienie wybranych wielkości wyznaczonych w próbach rozciągania table i. collection of selected values determined during stretching tests tablica ii. zestawienie wybranych wielkości wyznaczonych w próbach rozciągania table ii. collection of selected values determined during stretching tests nr próbki r0,2 [mpa] rm [mpa] e [gpa] n c [mpa] 1 235 301,3 117,1 0,5715 369,6 2 234 308,7 121,5 0,5558 373,0 3 248 303 109,4 0,5549 368,1 4 231 306 118,2 0,5647 390,1 5 234 294 110 0,5841 375,2 średnia 236,4 302,6 115,24 0,5662 375,2 materiał moduł younga [mpa] krzywa umocnienia stal 10b35 (nit) 210 000 σp=639•ε0,246 m1 (blacha) 125 000 σp=380•ε0,29 modelowanie numeryczne tworzenie od podstaw kompletnego modelu numerycznego procesu nitowania jest zwykle żmudnym procesem. spowodowane jest to szeregiem parametrów, które mają wpływ na proces, a których w jednoznaczny sposób nie można wyznaczyć. stworzony model jest modelem koncepcyjnym, służącym do określenia warunków początkowych do testów na stanowisku badawczym oraz do tworzenia dokładniejszego schematu numerycznego. proces nitowania był analizowany jako statyczny, izotermiczny i osiowosymetryczny (2d). w modelowaniu przyjęto sprężysto-plastyczny model materiału ze wzmocnieniem izotropowym, natomiast narzędzia – matryca, stempel, dociskacz – modelowano jako obszary sztywne. dane materiałowe uwzględnione w modelu materiału podano w tablicy ii. zastosowano czterowęzłowe elementy skończone, a rozdzielenie górnej warstwy uwzględniono poprzez zastosowanie kryterium pękania cockroftalathama. problemy związane z uwzględnieniem kryterium rozdzielenia materiału oraz dopasowanie do algorytmu dynamicznej regeneracji siatki zostały opisane w różnych pracach, między innymi [4]. tarcie modelowano wykorzystując zmodyfikowany model coulomba, a przyjęte współczynniki tarcia pomiędzy narzędziami a materiałami odkształcanymi określono na poziomie µ=0,15, natomiast na powierzchniach kontaktu elementów odkształcanych µ=0,2. 48 przegląd  spawalnictwa vol. 90 2/2018 w ramach optymalizacji modelu numerycznego przeanalizowano wpływ parametrów regeneracji siatki na przebieg symulacji i wyniki końcowe, a także na dopasowanie kryteriów pękania. z kolei weryfikacja polegała na analizie wpływu współczynnika tarcia na przebieg siły procesu i porównaniu z wynikami testów, rysunek 6. uzyskano jakościowo dobrą zbieżność wyników. ilościowe różnice wynikały m.in. z braku uwzględnienia w modelu numerycznym elementów sprężystych zastosowanych w oprzyrządowaniu. ponadto zaobserwowano niewielki wpływ zmiany współczynnika tarcia na przebieg siły w modelu numerycznym. modele numeryczne dla układu blach 1-2 mm i 2-1 mm zostały pokazane na rysunku 7 wraz z przykładowymi wynikami obliczeń uzyskiwanych w trakcie procesu optymalizacji. rys. 6. porównanie przebiegu siły procesu nitowania dla prób laboratoryjnych i modelowania numerycznego przy różnych współczynnikach tarcia fig. 6. comparison of riveting force for laboratory tests and results of numerical modeling with different coefficients of friction rys. 7. modele numeryczne dla dwóch różnych zestawów procesów nitowania o różnym ułożeniu grubszej blachy względem nitu oraz odpowiadające im przykładowe wyniki symulacji przed optymalizacją fig. 7. numerical models for two different sets of riveting processes – thick-thin and thin-thick – and corresponding examples of simulation results before optimization rys. 8. braku defektów zewnętrznego kształtu połączenia w próbach testowych i modelowaniu (a) i ich wystąpienie w próbach testowych (b) i modelowaniu numerycznym (c) fig. 8. the absence of external joint shape defects in tests and numerical modeling (a) and their occurrence in test (b) and numerical modeling (c) analiza wyników  przeprowadzone serie prób nitowania w różnych konfiguracjach ułożenia grubości materiałów blach względem wbijanego nitu: 1-2 mm, 2-2 mm, 2-1 mm, dostarczyły ciekawych informacji na temat łączenia, zwłaszcza układów różnoimiennych. jednym z głównych kryteriów projektowych obecnie obowiązujących przy projektowaniu połączeń nitowanych bezotworowo jest założenie, że optymalną wytrzymałość uzyskuje się w sytuacji, gdy łączymy blachy w takim układzie, aby blacha cieńsza znajdowała się od strony wbijanego nitu. sugeruje się, aby górna warstwa materiału była cieńsza, lub równa co do grubości warstwie dolnej. jeśli nie można spełnić tego warunku, zalecane jest, aby grubość dolnej warstwy była nie mniejsza niż 1/3 grubości całego stosu łączonych elementów. udokumentowano wiele przypadków łączenia blach stalowych i aluminiowych, w których dochodziło do uszkodzenia dolnej warstwy w innej sytuacji, czyli przy próbie uzyskania połączenia w odwrotnej konfiguracji – blacha grubsza od strony wbijanego nitu. takie uszkodzenie dolnej warstwy wiąże się ze spadkiem, często znacznym, wytrzymałości połączenia. przeprowadzone symulacje numeryczne wskazały na możliwość uzyskania połączenia bez przerwania dolnej warstwy w zaproponowanych układach dla blach miedzianych. zostało to potwierdzone a) b) c) 49przegląd  spawalnictwa vol. 90 2/2018 literatura [1] cacko r., czyżewski p.: numeryczne modelowanie kształtowania i obciążania połączeń nitowanych bezotworowo, in polish, przegląd mechaniczny, 2005, nr 7-8, s. 50-53. [2] wang c.c., kam h.k., cheong w.c.: effect of tool eccentricity on the joint strength in mechanical clinching process, proceedings of the 11th international conference on technology of plasticity. [3] cacko r., czyżewski p.: verification of numerical modeling of the spr joint by experimental stack-up, proc. of computer methods in materials science vol. 7, 2007, no. 1, pp.124-130. [4] cacko r.: review of different material separation criteria in numerical modeling of the self-piercing riveting process – spr, archives of civil and mechanical engineering, 2008, vol. viii, no. 2, pp. 21-31. [5] cacko r., czyżewski p., kocańda a.: initial optimization of self-piercing riveting process by means of fem, the 10th int.conf. metal forming 2004, 19-22 wrzesień 2004, akademia górniczo-hutnicza kraków, steel grips 2 (2004) suppl. metal forming, pp. 307-310. [6] cacko r., czyżewski p.: analiza wpływu modyfikacji kształtu matrycy i nitu na proces nitowania bezotworowego spr, przegląd mechaniczny, nr 7-8, 2007, s. 41-44. wnioski  na podstawie wielu eksperymentów badawczych i przemysłowych opracowano podstawowe kryteria projektowania procesu nitowania bezotworowego, ale odnoszą się one przede wszystkim do elementów łączonych ze stali i stopów aluminium: – całkowita grubość łączonych elementów nie powinna przekroczyć 7 mm dla stali i 12 mm dla aluminium, – minimalna grubość łączonych materiału dla stali i aluminium powinna wynosić 1,6 mm, – sugeruje się, aby górna warstwa materiału była cieńsza, lub równa co do grubości warstwie dolnej; jeśli nie można spełnić tego warunku, zalecane jest, aby grubość dolnej warstwy była nie mniejsza niż 1/3 grubości całego stosu łączonych elementów. przeprowadzone z wykorzystaniem komercyjnych narzędzi do nitowania wstępne próby produkcyjne z wykorzystaniem jednego profilu matrycy wskazały, że żaden z tych warunków nie musi być spełniony, jeśli chodzi o blachy wykonane z miedzi. ponieważ wykorzystano w badaniach matrycę płaską, istnieje konieczność zweryfikowania efektów w przypadku zastosowania matryc o zmiennym przekroju dna (matryce z wyspą). badania połączeń blach miedziany będą kontynuowane w celu szerszej weryfikacji obowiązujących kryteriów i ewentualnego zaproponowania korekty tych założeń. [7] hahn o., schulte a.: performance and reliability of self-piercing riveted joints in steel and aluminum alloys. mechanical fastening seminar, troy, michigan, january 1998, pp. 1-13. [8] bokhari n., lapensee m.: self-piercing riveting in automotive applications. mechanical fastening seminar, troy, michigan, january 1998, pp. 17-22. [9] twi world centre for materials joining technology – self-piercing riveting database, available at www.twi.co.uk. [10] porcaro, r., hanssen, a.g., langseth, m., aalberg a.: self-piercing riveting process: an experimental and numerical investigation, journal of materials processing technology, 171, 2006, pp. 10-20. [11] abea, y., kato, t., mori, k.: joinability of aluminium alloy and mild steel sheets by self piercing rivet, journal of materials processing technology, 177, 2006, pp. 417-421. [12] porcaro r., hanssen a.g., langseth m., aalberg a.: the behaviour of a self-piercing riveted connection under quasi-static loading conditions, international journal of solids and structures 43, 2006, pp. 5110-5131. w testach porównawczych. ten efekt wymaga zbadania, np. dla innych rodzajów matryc, tzw. profilowanych. ponadto w symulacjach komputerowych zaobserwowano dwa zjawiska, które zostały potwierdzone w próbach testowych: tworzenie się wnęki od strony matrycy i brak wypełnienia materiału pod nitem. ciekawe jest to, że brak wypełnienia matrycy, a więc z punktu widzenia kryteriów projektowych gorszy kształt dolnej warstwy, uzyskano w potencjalnie lepszym układzie, czyli przy położeniu cieńszej blachy od strony wbijanego nitu, rysunek 8. 201207_pspaw.pdf 7przegląd spawalnictwa 7/2012 tomasz kozak odporność na zimne pękanie złączy spawanych ze stali p460nl1 resistance to cold cracking of welded joints   of p460nl1 steel dr inż. tomasz kozak – politechnika gdańska. streszczenie przedstawiono wyniki badań odporności na zimne pękanie złączy spawanych ze stali o podwyższonej wytrzymałości przeznaczonej do pracy pod ciśnieniem p460nl1. spawanie prowadzono elektrodami otulonymi (mma) i drutem proszkowym w osłonie gazu ochronnego (fcaw). zmiennymi parametrami w próbie implant była zawartość wodoru dyfundującego i energia liniowa spawania. wykazano częściową odporność na zimne pękanie złączy dla badanych zakresów parametrów spawania. odporność na zimne pękanie zmniejsza się przy wzroście zawartości wodoru dyfundującego w złączu i zwiększeniu szybkości chłodzenia metalu w swc mierzonej czasem chłodzenia w zakresie temperatury 800÷500oc. abstract the results of investigations of resistance to cold cracking of welded joints of high strength steel designed to work under pressure p460nl1 have been presented. welding was carried out with coated electrodes (mma) and flux cored wire in a shield gas (fcaw). parameters changed in the implant test was diffusible hydrogen content and weld heat input. it has been shown partial resistance to cold cracking of joints for the studied ranges of welding parameters. cold cracking resistance decreases with increasing diffusible hydrogen content in the joint and increase the cooling rate in the haz metal measured by cooling time in the temperature range 800÷500oc. wstęp pękanie zimne występuje w czasie ochładzania złącza spawanego lub po osiągnięciu przez takie złącze temperatury otoczenia ale, przed przekazaniem złącza do eksploatacji, tj. w okresie zwanym procesem technologicznym wytwarzania złącza. wtedy kończą się rozpoczęte procesy i przemiany. przykładami takich procesów mogą być: krystalizacja metalu spoiny, przemiany fazowe w stanie stałym itp. natomiast przykładami procesów, które się stabilizują, mogą być: redystrybucja naprężeń spawalniczych, dyfuzja, w tym wodoru, stabilizacja wymiarowa itp. w celu uniknięcia lub zmniejszenia zagrożenia z powodu indukowania pęknięć zimnych wykonano wiele prac badawczych, określono czynniki takiego pękania i sposoby przeciwdziałania temu zjawisku [1÷4]. pękanie zimne w dalszym ciągu jest problemem, który daje o sobie znać w czasie wykonywania konstrukcji spawanych [5, 6]. w artykule przedstawiono warunki, w jakich może dojść do zimnego pękania podczas wykonywania złączy spawanych ze stali o podwyższonej wytrzymałości, przeznaczonej do budowy naczyń ciśnieniowych, dla typowych, często stosowanych metod i warunków spawania. wzięto pod uwagę spawanie ręczne elektrodami otulonymi (mma) i spawanie w osłonie gazowej przy zastosowaniu drutu proszkowego (fcaw). w obu metodach jest wprowadzany do złączy wodór powodujący wzrost skłonności do zimnego pękania. ilość wodoru jest zależna od warunków spawania oraz od stanu spoiwa przeznaczono do spawania. drugim zmiennym parametrem charakteryzującym warunki cieplne podczas spawania była energia liniowa spawania, którą zmieniano w zakresie zalecanym dla badanej stali. skłonność do pękania zimnego określano metodą implant (kołkową). 8 przegląd spawalnictwa 7/2012 charakterystyka złączy spawanych ze stali p460nl1 stal p460nl1 wg pn-en 10028-3 jest niskostopową, normalizowaną, drobnoziarnistą stalą o podwyższonej wytrzymałości, przeznaczoną do pracy pod ciśnieniem. najczęściej stosowaną metodą jej spawania jest spawanie ręczne elektrodami otulonymi – ze względu na możliwość łatwiejszego doboru elektrody pod względem zarówno energii liniowej spawania, jak i wytrzymałości złącza. do łączenia tej stali stosowane jest również spawanie w osłonach gazów, pod warunkiem zachowania dużej czystości spoiwa i gazów, oraz spawania automatycznego łukiem krytym pod topnikiem. energia liniowa łuku powinna być utrzymana na poziomie 1,0÷3,0 kj/mm. zalecane jest stosowanie techniki spawania wielościegowego oraz używanie elektrod zasadowych i topników zasadowych lub neutralnych. na tej podstawie dla wybranych metod zaprojektowano wstępne instrukcje technologiczne spawania pwps złączy doczołowych z badanej stali. warunki spawania wynikały z charakterystyki materiałów rodzimych, możliwości spełnienia wymagań przez złącza i warunków stosowania materiałów dodatkowych określonych przez ich producenta, zalecanych do spawania określonych konstrukcji. w tablicy i zestawiono wymagane właściwości mechaniczne stali i wybrane materiały dodatkowe do spawania, spełniające podstawowe wymagania. w tablicy ii przedstawiono składy chemiczne materiałów złączy spawanych według dokonanej analizy i atestów, a w tablicy iii właściwości mechaniczne materiału rodzimego stosowanego w badaniach odporność na pękanie zimne. w tablicy iv podano wyniki pomiarów twardości w poszczególnych obszarach złączy spawanych blach o grubości 25 mm. pomiarów twardości dokonano twardościomierzem przenośnym equotip. złącza spawane poddano badaniom metalograficznym: makroskopowym i mikroskopowym. w tablicy v przedstawiono fotografie zgładów makroskopowych przekrojów poprzecznych złączy spawanych poszczególnymi metodami oraz fotografie mikrostruktur materiałów tablica i. podstawowe wymagane właściwości stali p460nl1 i materiałów dodatkowych do spawania metodami mmaw i fcaw table i. the basic required properties of p460nl1 steel and of filler material for fcaw and mmaw materiał rodzimy p460nl1 właściwości re min. mpa 460 rm min. mpa 570 kv min. j 27 temp. badania. oc -50 a5 min. % 17 materiały dodatkowe spełniające wymagania podstawowe dla złączy mma norma pn-en 499 elektroda oznaczenie ok48.08 fcaw norma pn-en 758 drut proszkowy oznaczenie ok15.11 tablica ii. skład chemiczny materiałów rodzimych i metali spoin złączy spawanych uzyskanych wg atestu lub analizy chemicznej table ii. chemical composition of materials and weld metal of welded joints obtained by certificate or chemical composition analysis stal norma/miejsce badania nr atestu/ analizy grubość skład chemiczny t c mn si s p al cu cr ni v nb ti mm % wag. p460nl1 en10028 362638 12 0,14 1,51 0,34 0,003 0,013 0,021 0,02 0,03 0,6 0,16 0 0,01 p460nl1 weld-electrode ok4808 wg analizy 25 0,058 1,21 0,29 0,029 0,0027 0,013 0,027 0,012 0,66 0,038 0,016 0,038 p460nl1 weldwire ok1511 wg analizy 25 0,13 1,34 0,33 0,021 0,0027 0,036 0,018 0,025 0,49 0,16 0,015 0,031 tablica iii. właściwości mechaniczne materiału rodzimego wg atestu table iii. mechanical properties of base material acc. to certificate stal norma/miejsce badania nr atestu t re rm a5 t kv śr. mm mpa mpa % oc j p460nl1 en10028 362638 12 519 615 24 -50 58 tablica iv. wyniki pomiarów twardości złączy spawanych ze stali p460nl1 table iv. results of hardness measurement of welded joints in p460nl1 steel metoda spawania twardość hv metal spoiny swc materiał rodzimy 1 2 3 śr. 1 2 3 śr. 1 2 3 śr. mma 197 199 196 197 182 185 180 182 175 183 180 179 fcaw 239 241 234 238 181 189 181 184 171 178 169 173 9przegląd spawalnictwa 7/2012 tablica v. makroi mikrostruktury złączy spawanych ze stali p460nl1. trawiono 4% hno3 . pow. 250x table v. macroand microstructures of welded joints of p460nl1 steel. etching: 4% hno3 magn. 250x tablica vi. warunki realizacji pomiarów odporności na pękanie zimne table vi. conditions for measurement performance of resistance to cold cracking metoda spawania hd el ml/100 g fe kj/mm mma 2,0 2,6 7,0 2,1 12,0 1,6 fcaw 5,0 1,0 10,0 2,4 rodzimych, metali spoin i obszaru przegrzania poszczególnych złączy. ze względu na dość duży materiał badawczy, ograniczono się do przedstawienia mikrostruktur charakterystycznych dla ostatniego ściegu metalu spoiny i obszaru przegrzania przylegającego do ostatniego ściegu w danym złączu. jak z przedstawionych danych wynika, otrzymane złącza spawane charakteryzują się typową budową makro i mikroskopową i mają typowe właściwości mechaniczne, których wyróżnikiem jest stosunkowo niska twardość w całej objętości. wyniki badań eksperymentalnych badania odporności na pękanie zimne przeprowadzono metodą implant wg pn-90/m-69760 z użyciem blach ze stali p460nl1 o grubości 12 mm [7]. zastosowano dwie metody spawania z określonymi dla nich zakresami warunków spawania. zmiennymi parametrami procesu spawania była energia liniowa i zawartość wodoru dyfundującego w złączu. szczegółowe warunki realizacji prób odporność na pękania metodą implant przedstawiono w tablicy vi. próby implant zostały wykonane na stanowisku implant 02 (rys. 1). zmiany obciążenia na stanowisku dokonurys. 1. stanowisko do pomiarów odporność na pękanie zimne implant 02 fig. 1. position for measuring of susceptibility to cold cracking implant 02 je się za pomocą nastawnego zaworu redukującego, który utrzymuje założoną wartość ciśnienia oleju w komorze roboczej siłownika. zależność między siłą obciążającą implant a ciśnieniem panującym w komorze roboczej siłownika jest liniowa. przed rozpoczęciem badań wykonano kalibrację stanowiska implant 02 w celu zapewnienia odpowiedniej dokładności pomiarów. do kalibracji użyto legalizowanej, uniwersalnej maszyny wytrzymałościowej zdmh30 oraz siłomierza o zakresie pomiarowym 100 kn. w wyniku kalibracji uzyskano następującą zależność określającą naprężenia w płaszczyźnie karbu próbki w funkcji ciśnienia w komorze siłownika: σi = 78,204 p – 11,357 (1) gdzie: σi – naprężenia w płaszczyźnie karbu próbki, mpa; p – ciśnienie w komorze siłownika, mpa. do realizacji programu badań konieczne było uzyskiwanie zawartości wodoru dyfundującego w złączu na określonym poziomie. poziomy takie uzyskiwano metodą kontrolowanego nawilżania elektrod. część informacji o sposobie nawilżania elektrod została zaczerpnięta z literatury [8, 9]. dla elektrod ok4808 uzyskano następującą zależność określającą relację zawartości wodoru dyfundującego hd [ml/100 g fe] od czasu nawilżania tn [h]: hd = 0,6729 tn + 2,39 (2) oznaczenie wodoru dyfundującego wykonano metodą glicerynową zgodnie z warunkami podanymi w [10, 11]. zawartość wodoru oznaczana na podstawie metody rtęciowej może być określona z następującej zależności [12]: hdg = 0,658 hdr (3) lub wg [13]: hdr = 1,16 hdg + 2,4 (4) gdzie: hdg – zawartość wodoru dyfundującego oznaczonego metodą glicerynową, ml/100 g; hdr – zawartość wodoru dyfundującego oznaczonego metodą rtęciową, ml/100 g, 10 przegląd spawalnictwa 7/2012 w tablicy vii przedstawiono również czas chłodzenia metalu złączy określony dla warunków wykonywania próby implant. czas chłodzenia t8/5 wyznaczono według zależności określonej w [15]: (5) gdzie: t8/5 – czas stygnięcia w zakresie temperatury 800÷500ºc, s; f3 – współczynnik kształtu złącza dla trójosiowego przepływu ciepła, f3 = 1,0; k – współczynnik sprawności cieplnej procesu łukowego dla mma i fcaw; k = 0,85 t0 – temperatura początkowa spawanego elementu, 20ºc; d – grubość płyty pomocniczej d = 20 mm – nie wpływa na t8/5; el – energia liniowa spawania, kj/mm. rys. 2. wyniki próby implant: stal p460nl1, spawanie metodą mma, el = 2,6 kj/mm, hd = 2 ml/100 g fe, σkr = 550 mpa. naniesiono uśrednione czasy zerwania próbek (trójkąty). fig. 2. the results of implant test: steel p460nl1, mma welding, el = 2,6 kj/mm, hd = 2 ml/100 g fe, σkr = 550 mpa. average times to samples crack (triangles) badania odporności na pękanie zimne próby odporności na pękanie zimne wykonano zgodnie z normą pn-90/m-69760 [7]. liczebność próbek wynosiła 3 dla każdego poziomu naprężenia obciążającego implanty. pomiary, dla zmiennych poziomów energii liniowej spawania i wodoru dyfundującego przedstawionych powyżej, przeprowadzono dla dwóch metod spawania: ręcznego elektrodą otuloną (mma) i półautomatycznego w osłonie gazu ochronnego drutem proszkowym (fcaw). przykładowe wyniki pomiarów przedstawiono na wykresie σi = f(tz) (rys. 2). w tablicy vii podano wyniki pomiarów dla założonych warunków spawania, a także wartości wskaźnika odporności na pękanie zimne α = σkr/re, przy czym przyjęto dla stali p460nl1 re = 519 mpa. przyjmuje się, że jeśli wartość α < 0,6 stal uważa się za nieodporną na pękanie zimne zimnego, a gdy 0,6 < α < 1, stal uważa się za częściowo odporną na pękanie zimne [14]. tablica vii. wyniki pomiarów odporności na pękanie zimne złączy ze stali p460nl1 metodą implant table vii. the summary results of implant method measurements of resistance to cold cracking of p460nl1 welded joints metoda spawania hd el σkr t8/5 α ml/100g fe kj/mm mpa s – mma 2,0 2,6 550 11,7 1,06 7,0 2,1 480 9,4 0,93 12,0 1,6 430 7,2 0,87 fcaw 5,0 1,0 450 4,5 0,87 10,0 2,4 420 10,8 0,81 rys. 3. wpływ czasu chłodzenia t8/5 na wskaźnik odporności na pękanie zimne α dla złączy spawanych metodą mma i fcaw stali p460nl1. nie uwzględniono wpływu zawartości wodoru dyfundującego hd w zakresie 2÷12 ml/100 g fe fig. 3. effect of cooling time t8/5 on resistance to cold cracking of welded joints α for the mmaw and fcaw of p460nl1 steel. it does not include the impact of the diffusible hydrogen content hd in range 2÷12 ml/100 g fe rys. 4. wpływ zawartości wodoru dyfundującego hd na wskaźnik odporności na pękanie zimne α dla złączy spawanych metodą mma i fcaw stali p460nl1. nie uwzględniono wpływu czasu chłodzenia t8/5 w zakresie 4,5÷11,7 s fig. 4. effect of diffusible hydrogen content hd on resistance to cold cracking of welded joints α for the mmaw and fcaw of p460nl1 steel. it does not include the impact of the cooling time t8/5 in the range 4,5÷11,7 s 11przegląd spawalnictwa 7/2012 energia liniowa była określana z zależności: el = 0,001 u i/ v (6) gdzie: u –napięcie łuku, v; i – natężenie prądu spawania, a; v – prędkość spawania, mm/s. parametry badań odporności na pękanie zimne zmieniały się w znacznym zakresie 1,6÷2,6 kj/mm. dla procesu napawania implantów odpowiadało to czasom chłodzenia t8/5 = 4,5÷11,7 s. drugi parametr, zawartość wodoru dyfundującego, zmieniano w zakresie rys. 5. wpływ zawartości wodoru dyfundującego hd i czasu chłodzenia t8/5 na wskaźnik odporności na pękanie zimne α dla złączy spawanych metodą mma i fcaw stali p460nl1 fig. 5. effect of diffusible hydrogen content hd and the cooling time t8/5 on resistance to cold cracking of welded joints α for the mmaw and fcaw of p460nl1 steel wnioski z badań odporności na zimne pękanie złączy spawanych elektrodami otulonymi i drutem proszkowym stali p460nl1 można wyciągnąć następujące wnioski: – badania odporności na pękanie zimne przeprowadzono metodą implant dla standardowych, zalecanych warunków spawania i dwóch zmiennych parametrów, tj. energii liniowej w zakresie 1,6÷2,6 kj/mm i zawartości wodoru dyfundującego w zakresie hd = 2÷12 ml/100 g fe. – założone poziomy wodoru dyfundującego w złączach spawanych uzyskiwano po kontrolowanym nawilżaniu elektrod otulonych. – warunki spawania w próbie implant powodowały zmianę czasu chłodzenia metalu w swc w zakresie temperatury t8/5 = 4,5÷11,7 s. – naprężenie krytyczne σkr i wskaźnik odporności na pękanie zimne α = σkr/re wyznaczone w próbie implant dla badanej stali są zależne od zawartości wodoru dyfundującego hd i czasu chłodzenia t8/5. – zależność wskaźnika odporności α jako funkcji hd i t8/5 przedstawiono tablicy vii i na rysunku 5. ze wzrostem zawartości wodoru dyfundującego hd i skróceniem czasu chłodzenia t8/5, a tym samym zwiększeniem szybkości chłodzenia metalu w swc, następuje spadek odporności stali p460nl1 na zimne pękanie w czasie spawania. – stal p460nl1 w czasie spawania elektrodami otulonymi i drutem proszkowym w osłonie gazowej, dla standardowych warunków, wykazuje częściową odporność na pękanie zimne (wskaźnik odporności na pękanie 0,6 < α < 1). α α = f(hd, t8/5) hd = 2÷12 ml/100 g fe. z wyników badań wynika, że wraz ze wzrostem zawartości wodoru dyfundującego i zmniejszeniem energii liniowej spawania, a zatem skróceniem czasu chłodzenia w zakresie 800÷500oc, następuje spadek odporności na zimne pękanie wyrażany spadkiem wartości naprężenia krytycznego lub wskaźnika α. zależności te przedstawiono na wykresach, pokazujących wartość wskaźnika odporności na pękanie zimne α funkcji czasu chłodzenia w swc i zawartości wodoru dyfundującego hd (rys. 3 i 4) można wnioskować, że czas chłodzenia t8/5 wpływa bardzo nieznacznie na wartość α, podczas gdy zauważa się znaczny wpływ zawartości wodoru dyfundującego na jego wartość. można również zauważyć, że wpływ tych parametrów na odporność na pękanie zimne jest prawidłowy. ponadto, z wykresów tych wynika, że w czasie spawania stal p460nl1 wykazuje częściową odporność na zimne pękanie, gdyż praktycznie, niezależnie od wartości t8/5 i hd, wskaźnik α przyjmuje wartości pomiędzy 0,6 i 1,0. jedynie dla małej szybkości chłodzenia (t8/5 = 11,7 s) i małej zawartości wodoru dyfundującego, tj. hd = 2 ml/100 g fe, wskaźnik α > 1. bardzo wyraźnie można te zależności odczytać z wykresu α = f(hd, t8/5), przedstawionego na rysunku 5. wartość wskaźnika odporności na pękanie zimne α maleje ze wzrostem zawartości wodoru dyfundującego hd oraz ze zmniejszeniem się czasu chłodzenia t8/5, a zatem zwiększeniem szybkości chłodzenia w swc złącza. warto również zauważyć, że przedstawione na rysunkach 3÷5 wyniki, pomimo tego, że uzyskane przy spawaniu dwiema metodami, ukazują spójność w przedstawieniu wpływu podstawowych parametrów procesu na odporność na pękanie zimne. 12 przegląd spawalnictwa 7/2012 literatura [1] butnicki s.: spawalność i kruchość stali. wnt, warszawa 1991. [2] tasak e.: spawalność stali. fotobit, kraków 2002. [3] tasak e.: metalurgia spawania. jak, kraków 2008. [4] ranatowski e.: elementy fizyki spajania metali. wyd. akademii techniczno-rolniczej. bydgoszcz 1999. [5] łomozik m., dębski e.: ustalenie przyczyn i rodzaju pęknięć w złączach spawanych kadłuba statku. biuletyn instytutu spawalnictwa. gliwice, 3/2000. [6] kozak t.: pękanie opóźnione w aspekcie mechaniki pękania. biuletyn instytutu spawalnictwa 6/2005. [7] badania skłonności do tworzenia pęknięć zimnych w złączach spawanych łukowo. pn-90/m-69760. [8] sitko j.: wpływ wilgoci w otulinie i parametrów suszenia elektrod na zawartość wodoru dyfundującego w stopiwie elektrod zasadowych. przegląd spawalnictwa 3/1987. [9] opatrny-myśliwiec d.: pomiar zawartości wodoru dyfundującego w złączu spawanym łukowo-ręcznie, w zależności od gatunku elektrody i stanu powierzchni. politechnika gdańska. gdańsk. 1980, materiały niepublikowane. [10] oznaczanie całkowitej ilości wodoru w stopiwie stalowych elektrod z otuliną kwaśną, rutylową lub zasadową. bn-64/4130. [11] przepisy klasyfikacji i budowy statków morskich. część ix materiały i spawanie. prs. gdańsk 2002. [12] mazur m., grela p.: badania porównawcze wodoru dyfundującego ze stopiwa metodami glicerynową i rtęciową. biuletyn instytutu spawalnictwa, 1/2002r. [13] changying t. i in.: the investigation of implant cold cracking test. iiw-doc. ix-1729-94. [14] mikuła j.: zastosowanie metod obliczeniowych w ocenie spawalności stali – wskaźniki spawalności. przegląd spawalnictwa, 8/1993. [15] spawanie. wytyczne spawania metali. część 2. wytyczne spawania stali ferrytycznych. pn-en 1011-2:2001. praca była finansowana ze środków budżetowych na naukę w latach 2005-2008. 201112_pspaw.pdf 56 przegląd spawalnictwa 12/2011 artur wypych mikrostruktura i właściwości eksploatacyjne inconelu 625 w postaci warstw natryskiwanych cieplnie microstructure and service properties of inconel 625   as a thermal spraying surface layers dr inż. artur wypych – politechnika poznańska. streszczenie badaniom poddano warstwę wierzchnią wytworzoną metodą natryskiwania łukowego. materiał dodatkowy w postaci inconelu 625 natryskiwano na podłoże ze stali 13crmo4-5. wytworzone warstwy natryskiwane poddano badaniom twardości, określono przyczepność do podłoża, porowatość warstw oraz chropowatość przed obróbką wykańczającą. przedstawiono parametry wytwarzania warstw przeznaczonych do pracy w warunkach obciążenia. abstract surface layer create by arc spraying has been investigated. as an addition material inconel 625 has been used and spray on low alloyed steel type 13crmo4-5 as a base material. created layer has been researched in the range of hardness, surface adhesion, porosity and surface roughness before postspray machining. variables of layers to work in service conditions creating have been presented. wstęp nadstopy na osnowie niklu są materiałami wykazującymi dużą odporność na zużycie w trudnych warunkach eksploatacyjnych. agresywne środowisko w postaci cieczy lub gazów wymaga zastosowania wieloskładnikowych stopów o właściwościach ukształtowanych poprzez zawartość wielu pierwiastków stopowych. skład chemiczny stanowi kilkanaście pierwiastków o znaczeniu podstawowym i kilkanaście pierwiastków uzupełniających. złożony skład chemiczny i właściwości poszczególnych pierwiastków klasyfikują nadstopy na osnowie niklu jako materiały trudno spawalne. ponadto problematyczne staje się wykorzystanie nadstopów podczas spajania materiałów różnoimiennych w procesie napawania. materiały stanowiące podłoże często wymagają zabiegów dodatkowych przed spawaniem oraz muszą wykazywać spawalność z wybranym nadstopem jako materiałem dodatkowym. podjęto próbę zmiany właściwości warstwy wierzchniej za pomocą natryskiwania łukowego. jako materiał podłoża wykorzystano stal niskostopową 13crmo4-5. materiał ten o składzie chemicznym (%): c – 0,16; mn – 0,64; si – 0,19; p – 0,012; s – 0,015; cr – 0,94; mo – 0,47; cu – 0,19; al – 0,019 charakteryzuje się dobrą plastycznością na zimno i na gorąco, jest łatwo obrabialny mechanicznie, może być stosowany w temperaturze do 550°c. stal 13crmo4-5 w postaci blach, odkuwek czy prętów jest stosowana w przemyśle energetycznym i chemicznym. materiału dodatkowego w postaci inconelu 625 użyto w procesie natryskiwania łukowego. spośród nadstopów na osnowie niklu, inconel 625 o składzie chemicznym (%) c – 0,02; mn – 0,2; si – 0,2; cr – 22; ni – osnowa; mo – 9; nb – 3,3; fe – 1 wykazuje bardzo dobrą odporność na zużycie w warunkach eksploatacji [1÷5]. dobra odporność korozyjna inconelu 625 może być znacznie zredukowana przez udział materiału podłoża w warstwie wierzchniej, lecz wymieszanie się nadstopu z pierwiastkami pochodzącymi z podłoża, charakterystyczne dla napawania, nie występuje podczas natryskiwania łukowego. dzięki temu wytworzona warstwa wierzchnia ma założone właściwości w odległości już kilku mikrometrów od linii osadzenia, z jednoczesnym brakiem negatywnego oddziaływania pierwiastków pochodzących z podłoża [6]. ponadto 57przegląd spawalnictwa 12/2011 niskotemperaturowe oddziaływanie materiału dodatkowego na podłoże jest korzystne dla materiałów wymagających stosowania dodatkowych zabiegów wstępnych. parametry natryskiwania powinny zostać tak dobrane, aby temperatura podłoża nie przekroczyła 160°c, wówczas nie występuje strefa wpływu ciepła charakterystyczna dla procesów napawania. opis eksperymentu przygotowanie materiału podłoża przed natryskiwaniem polegało na oczyszczeniu i odtłuszczeniu oraz rozwinięciu powierzchni w procesie obróbki strumieniowo-ściernej ziarnem korundowym o średnicy ziaren 0,3÷0,5 mm, ciśnienie powietrza nadmuchującego ścierniwo wynosiło 4,5 bar. w związku z tym, że po obróbce ściernej ok. 1% korundu zagnieżdża się w obrabianym materiale, konieczne jest ponowne oczyszczenie powierzchni w celu usunięcia pozostałych ziaren korundu. obróbkę strumieniowo-ścierną przeprowadza się bezpośrednio przed natryskiwaniem, aby czas oddziaływania z otoczeniem był jak najkrótszy. zastosowano inconel 625 w postaci drutu proszkowego o średnicy 1,6 mm. pozostałe parametry natryskiwania przedstawiono w tablicy. badanie twardości wykonano na przekrojach poprzecznych próbek metodą vickersa z zastosowaniem obciążenia wgłębnika wynoszącym 0,3 kg. rozkład twardości w warstwie natryskiwanej i w materiale podłoża zbadano w kierunku oddalania się od linii osadzenia oznaczonej w początku układu współrzędnych (rys. 1). w wyniku braku wymieszania materiałów podczas natryskiwania, twardość wytworzonej warstwy nie zmienia się w funkcji odległości od podłoża. podczas natryskiwania temperatura materiału podłoża nie przekroczyła 160°c i nie utworzyła się strefa wpływu ciepła charakterystyczna dla procesów napawania. wystąpił niewielki wzrost twardości materiału podłoża o zasięgu do 15 µm od linii osadzenia w wyniku naprężeń i ciepła przekazanego przez natryskiwane drobiny materiału dodatkowego (rys. 1 i 3). poza tym obszarem materiał podłoża ma postać niezmienionego strukturalnie rdzenia. mikrostruktura warstwy natryskiwanej składa się z odkształconych plastycznie drobin z umieszczonymi między nimi pasmami tlenkowymi, niestopionymi drobinami i porami (rys. 4). mikrostruktura stali nie ulega przemianom cieplnym na skutek oddziaływania temperatury z zakresu poniżej występowania swc w stali. materiał podłoża w całej objętości ma strukturę ferrytyczno-perlityczną niewrażliwą na oddziaływanie temperatury o wartości mniejszej niż 160°c. wytrzymałość powłoki i przyczepność do podłoża określono podczas próby odrywania powierzchni czołowych. wykonano serię dziesięciu prób przyczepności warstwy. różnice wartości siły zrywającej są niewielkie i średnia wartość przyczepności wynosi 26,4 mpa, przy czym najmniejsza siła zrywająca ma wartość 24,3 mpa, a największa siła zrywająca wynosi 28,6 mpa. wartości te wskazują na dobrą przyczepność warstwy natryskiwanej do podłoża. o trwałości czasowej w warunkach obciążenia warstwy natryskiwanej w dużym stopniu decyduje jej tablica. parametry natryskiwania łukowego table. parameters of arc spraying natężenie prądu, a napięcie łuku, v ciśnienie powietrza, bar prędkość liniowa natryskiwania, cm/s prędkość podawania drutu, m/min odległość od podłoża, mm 250 30 4 45 15 250 rys. 1. rozkład twardości w warstwie natryskiwanej i w materiale podłoża fig. 1. hardness distribution in the spraying layers and substrate rys. 2. wyniki pomiarów chropowatości warstwy natryskiwanej; wartości parametrów rz = 112,1 i ra = 21,6 fig. 2. spraying layer surface roughness measurements results, the value of parameters rz = 112,1 and ra = 21,6 rys. 3. linia osadzenia i odkształceń powstałych w materiale podłoża; warstwa natryskiwana od lewej; podłoże od prawej fig. 3. deposition line and deformations in the substrate, arc sprayed layer on the left, substrate on the right rys. 4. struktura warstwy natryskiwanej fig. 4. structure of arc sprayed layer 58 przegląd spawalnictwa 12/2011 chropowatość. w strumieniu mediów zawierających składniki wywołujące korozję, wystające z powierzchni drobiny powodują zwiększenie zużycia wskutek zwiększonej szybkości przepływu korozyjnych mediów i efektu wymywania. badanie polegało na skanowaniu głowicą pomiarową pięciu równoległych ścieżek, odległych od siebie o 1 mm. długość jednej ścieżki wynosiła 175 mm, natomiast długość pomiarowa na tym odcinku to 125 mm. uzyskane wyniki chropowatości są dość duże, lecz jest to cecha warstw natryskiwanych łukowo niepoddanych obróbce mechanicznej. znaczne zmniejszenie chropowatości jest możliwe dzięki zastosowaniu obróbki wykańczającej w postaci skrawania lub szlifowania. obróbka skrawaniem jest nieco utrudniona ze względu na znaczną ciągliwość inconelu 625 i wymaga stosowania specjalnych narzędzi skrawających. za pomocą szlifowania końcowego możliwe jest zmniejszenie chropowatości o ponad 90%. z punktu widzenia właściwości eksploatacyjnych najbardziej istotne są parametry ra i rz [7]. parametr ra ma postać średniej arytmetycznej bezwzględnych rzędnych profilu wewnątrz odcinka pomiarowego i obliczany jest jako całka pola pod wykresem, parametr rz jest wysokością chropowatości wg 10 punktów i oblicza się go jako średnią odległość 5 najwyżej położonych wierzchołków od 5 najniżej położonych wierzchołków (rys. 2). warstwy natryskiwane łukowo z inconelu 625 poddano badaniu porowatości. przy użyciu metody graficznej pomiaru uzyskano wynik na poziomie 9,8%. dla materiałów tego typu wykazujących dużą lepkość i przy grubości warstwy powyżej 1 mm, wynik ten jest w zupełności zadowalający i nie wpłynie na obniżenie właściwości użytkowych warstwy (rys. 4). wnioski uzyskana twardość warstwy natryskiwanej jest nieduża i zawiera się w przedziale 300÷350 hv0,3, dzięki temu szybko i łatwo można przeprowadzać mechaniczną obróbkę wykańczającą za pomocą szlifowania. biorąc pod uwagę dużą gęstopłynność inconelu 625 uzyskano porowatość na poziomie 10%, co przy grubości warstwy powyżej 1 mm nie wpływa negatywnie na jej właściwości eksploatacyjne. przyczepność warstwy wynosi 26,4 mpa i jest wystarczająca do zastosowań w warunkach literatura [1] nowacki j., wypych a., wpływ technologii napawania na jakość napoin, mat. konf. xxxiii szkoły inżynierii materiałowej kraków – ustroń 4-7 x 2005, s. 261-266. [2] nowacki j., wypych a., zrobotyzowane napawanie stali niestopowych nadstopami niklu, biuletyn instytutu spawalnictwa w gliwicach, 5/2005, r. 49, s. 58-65. [3] nowacki j., wypych a., problemy zużycia i modyfikacji warstwy wierzchniej głowic silników okrętowych, przegląd spawalnictwa 7/2010, s. 2-7. [4] nowacki j., wypych a., napawanie w regeneracji głowic cylindrowych silników okrętowych, przegląd spawalnictwa – art. przyjęty do druku. obciążenia, ponadto warstwa jest spójna – nie uległa rozwarstwieniu w próbie rozciągania. podczas natryskiwania łukowego inconelu 625 na stal 13crmo45 najwyższa temperatura podłoża nie przekracza 160°c, a naprężenia powstałe w wyniku odkształceń w strukturze podłoża mają zasięg do 15 µm. przy założonych parametrach natryskiwania łukowego możliwe jest wytworzenie warstwy z inconelu 625 jako warstwy wierzchniej przeznaczonej do użytku w warunkach obciążenia. [5] formanek, b.; szymanski, k.; szczucka-lasota, b.; wlodarczyk, a., new generation of protective coatings intended for the power industry journal of materials processing tech. volume: 164-165, complete, may 15, 2005, s. 850-855. [6] thivillon, l.; bertrand, ph.; laget, b.; smurov, i., potential of direct metal deposition technology for manufacturing thick functionally graded coatings and parts for reactors components, journal of nuclear materials volume: 385, issue: 2, march 31, 2009, s. 236-241. [7] zhong, z.w.; peng, z.f.; liu, n., surface roughness characterization of thermally sprayed and precision machined wc– co and alloy-625 coatings materials characterization volume: 58, issue: 10, october, 2007, s. 997-1005. w następnym numerze paweł cegielski, andrzej kolasa, krzysztof skrzyniecki, paweł kołodziejczak komputerowy system do badań właściwości statycznych i dynamicznych źródeł energii elektrycznej do spawania łukowego krzysztof pańcikiewicz, sławomir kwiecień, edmund tasak właściwości złączy spawanych ze stali 7crmovtib10-10 (t24) po obróbce cieplnej aneta ziewiec, paweł zbroja, edmund tasak skłonność do pęknięć gorących, austenitycznej stali super 304h przeznaczonej do pracy w podwyższonej temperaturze ps 8 2016 www.pdf 15przegląd  spawalnictwa       vol. 88 8/2016 ocena jakości komponentów   zgrzewanych łukiem wirującym quality evaluation of magnetically impelled arc butt (miab) welded components dr inż. tomasz piwowarczyk, dr inż. marcin korzeniowski, prof. dr hab. inż. andrzej ambroziak – politechnika wrocławska; mgr inż. rafał rutka, inż. sławomir krzywański, mgr inż. mariusz karolewski– gkn driveline oleśnica. autor korespondencyjny/corresponding author: tomasz.piwowarczyk@pwr.edu.pl streszczenie w artykule przedstawiono informacje dotyczące praktyki inżynierskiej badań niszczących i nieniszczących komponentów zgrzewanych łukiem wirującym. scharakteryzowano ideę procesu i wykazano jej zalety w porównaniu z technologiami alternatywnymi. opisano status dokumentów, wytyczne oraz instrukcje determinujące prawidłowe wykonanie połączeń. przedstawiono procedury kontroli jakości zgrzein, dzieląc je na dwie podstawowe grupy – analizy w trakcie procesu oraz badania wykonanych połączeń. nacisk położono na aspekty praktyczne, za przykład aplikacyjny stosując elementy przeniesienia napędu. słowa kluczowe: zgrzewanie łukiem wirującym; zgrzewanie rur, przemysł motoryzacyjny; parametry zgrzewania; jakość komponentów abstract information on engineering practice of destructive and non-destructive testing of magnetically impelled arc butt (miab) welded components were presented. concept of the process was characterized and its advantages in comparison with alternative technologies were demonstrated. status of documents, guidelines and instructions determining the correct performance of joints were described. procedures of welds quality control were presented and were divided into two basic groups – in the process analysis and research of performed joints. practical aspects were emphasized, taking as an application example the elements of drive transmission. keywords:  magnetically impelled arc butt welding; pipes miab welding; automotive industry; miab welding parameters, components quality wstęp proces zgrzewania łukiem wirującym zgrzewanie łukiem wirującym jest technologią dedykowaną do spajania rur lub innych profili o konturze zamkniętym. uzyskanie znacznego stopnia uplastycznienia powierzchni czołowych materiałów łączonych (w tym procesie materiał nie jest doprowadzany do stanu ciekłego) uzyskiwane jest w wyniku oddziaływania łuku, który dodatkowo wprowadzany jest magnetycznie w ruch obrotowy, co zapewnia równomierność nagrzewania [1÷6]. docisk spęczający realizowany w końcowej fazie procesu zapewnia stabilność połączenia i eliminację ewentualnych niezgodności, które zostają wyrzucone poza obszar złącza przenoszący obciążenia. ruch wirujący wytworzony wskutek występowania siły lorentza, będącej następstwem oddziaływania łuku z polem magnetycznym, które w nowoczesnych urządzeniach realizowane jest przez cewki, umieszczone wokół zgrzewanych elementów. proces zgrzewania łukiem wirującym przebiega w kilku następujących po sobie etapach (rys. 1) [1÷12]: a) zamocowanie elementów w pozycjonujących szczękach (zazwyczaj trójpunktowych), doprowadzenie do zetknięcia ich powierzchni czołowych, wzbudzenie cewek magnetycznych, b) zajarzenie łuku w wyniku odsunięcia przedmiotów, tomasz piwowarczyk, marcin korzeniowski, andrzej ambroziak, rafał rutka, sławomir krzywański, mariusz karolewski c) równomierne nagrzanie powierzchni łącznych wskutek ruchu wirowego łuku, d) po doprowadzeniu powierzchni czołowej materiału do stanu znacznego uplastycznienia wywarcie docisku spęczania. szczegółowe informacje dot. idei zgrzewania łukiem wirującym i uzyskiwanych z wykorzystaniem tej techniki złączy zostały opublikowane na łamach przeglądu spawalnictwa [6]. a) rys. 1. etapy zgrzewania łukiem wirującym [6] fig. 1. stages of magnetically impelled arc butt welding [6] b) c) d) przeglad welding technology review 16 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 8/2016 zgrzewanie łukiem wirującym   jako alternatywa zgrzewania tarciowego w ostatnich latach trendy w branży motoryzacyjnej wymusiły na producentach znaczną redukcję masy pojazdów. ma to związek z aspektami zarówno użytkowymi, jak i ekonomicznymi oraz środowiskowymi. sprzyja temu radykalny postęp w procesach przetwórstwa stali. wskutek modyfikacji składu chemicznego połączonej z niekiedy bardzo skomplikowaną obróbką cieplną, przemysł hutniczy jest w stanie zaproponować odbiorcom stopy o niespotykanych dotąd właściwościach. szczególnie interesujące są grupy stali wysokowytrzymałych, które zastępują stosowane do tej pory gatunki, oferując minimalizację masy elementu. cieńsze grubości elementów, w przypadku spajania doczołowego, powodują ograniczanie powierzchni łączonych. to w wielu rozwiązaniach wymusza zmianę technologii wytwarzania na takie, które są dedykowane do konstrukcji spajanych na mniejszych obszarach styku. w przepadku analizowanych elementów przeniesienia napędu, z powodzeniem dotychczas zgrzewanych tarciowo, wraz z redukcją grubości ścianki rur poniżej 3 mm (w wielu przypadkach nawet 1,5 mm), zwrócono się w kierunki techniki zgrzewania łukiem wirującym. zbyt cienka grubość rur zgrzewanych tarciowo może się przyczyniać do występowania problemów związanych z utrzymaniem oczekiwanych zależności kształtowowymiarowych elementów spajanych, jak również niezgodnościami technologicznymi wynikającymi z niestabilności procesu. analiza geometrii podzespołów wytworzonych z cienkościennych rur zgrzewanych tarciowo wskazuje na liczne deformacje kształtu, najczęściej typu wyboczeniowego, oraz związane z nimi wady technologiczne powstałe wskutek zakłóceń procesu łączenia. siły wzdłużne potrzebne do zgrzania elementów metodą tarciową w rezultacie powodują bicie promieniowe na nieakceptowalnym poziomie. stąd też koncerny motoryzacyjne, realizujące prace w skali wielkoseryjnej, stawiają na powtarzalne jakościowo techniki produkcyjne, pozwalające na systematyczne wytwarzanie bez niezgodności. liderzy sektora branży samochodowej, specjalizującego się w wytwarzaniu elementów układu napędowego, zdecydowali się w ostatnich latach na zmianę technologii spajania doczołowego cieńszych podzespołów ze zgrzewania tarciowego na zgrzewanie łukiem wirującym. na rysunku 2. pokazano różnice w kształcie wypływki złączy zgrzewanych łukiem wirującym (a) oraz zgrzewanych tarciowo (b). wprawdzie uzyskana wielkość wypływki zależy od zastosowanych parametrów procesowych właściwych dla każdej z technik łączenia, natomiast jednoznacznie można stwierdzić, iż z uwagi na większą grubość ścianki wypływka zgrzeiny zgrzewanej tarciowo jest znacznie większa. o ile w przypadku zgrzein wykonanych tarciowo decyzję o konieczności jej usuwania podejmuje klient (często jest to warunkowane dodatkowymi kosztami), złącza zgrzewane łukiem wirującym zwykle nie są dodatkowo obrabiane. nawet w incydentalnych przypadkach stwierdzenia nierównomierrys.  2.  wypływka po procesie zgrzewania łukiem wirującym (a), po procesie zgrzewania tarciowego (b) fig. 2. flash after miab welding (a), after friction welding (b) a) b) ności wypływki, ewentualne problemy związane z biciem eliminuje się podczas procesu wyważania [13]. oprócz celnie wpisującej się w trendy obecnie panujące w przemyśle motoryzacyjnym zalety zgrzewania łukiem wirującym, pozwalającej dzięki stosowaniu materiałów o podwyższonej wytrzymałości i mniejszej grubości na wytwarzanie pojazdów o zredukowanej masie nieresorowanej, technika ta wykazuje wiele innych korzystnych właściwości. pomijając korzyści ekonomiczne, podkreślić należy szczególnie uzasadnioną w warunkach masowej produkcji powtarzalną jakość połączeń, minimalizację wtrąceń i zanieczyszczeń w zgrzeinie, oszczędność czasu i mocy, możliwość zgrzewania elementów różnoimiennych i bezproblemowe ich pozycjonowanie (brak obrotu elementów) [1÷3,6,7,9÷11,14÷25]. wszystkie te zalety przyczyniają się do zapewnienia właściwego poziomu bezpieczeństwa konstrukcji pojazdu. zgrzewane łukiem wirującym – normy,  wytyczne, uwarunkowania techniczne mimo iż zgrzewanie łukiem wirującym jest procesem doskonalonym od kilkudziesięciu lat, znalezienie fachowej literatury oraz wytycznych technologicznych opisujących tą technikę jest problematyczne. opracowania z zakresu spawalnictwa przedstawiają aspekty teoretyczne techniki, jej właściwości i potencjalne zastosowanie, nie zagłębiając się szczegółowo w parametry procesowe interesujące z inżynierskiego punktu widzenia. dodatkowo aktualnie oferowane stanowiska do zgrzewania wyposażone są w autorskie systemy sterowania, które z jednej strony gwarantują użytkownikowi znaczną ergonomię obsługi maszyn, ale jednocześnie uniemożliwiają zastosowania metod porównawczych dla różnych warunków produkcyjnych (np. bezpośrednie przeniesienie parametrów z dwóch różnych maszyn). polega to zazwyczaj na ukrywaniu rzeczywistych parametrów pod określonymi programami, które niejednokrotnie łączą ze sobą kilka atrybutów technologicznych. zaawansowane algorytmy sterowania stanowią zatem jedną z metod producenta stanowisk do ochrony technicznych danych konfidencjonalnych, co z kolei przekłada się na jednostkowe wzmianki dot. technologii zgrzewania łukiem wirującym w ogólnodostępnej bibliografii. krajowe i międzynarodowe jednostki normalizacyjne również nie opracowały dokumentów technicznych dedykowanych tej metodzie, wspominając o niej jedynie w normach ogólnych (np. dot. numeracji i nazw procesów spawalniczych). nie istnieje też ogólnodostępny krajowy zbiór przepisów czy wytycznych, zarówno w aspekcie technologii, jak również oceny jakości zgrzein. na rynku europejskim (niemcy, francja), jak również amerykańskim czy japońskim, zgrzewanie łukiem wirującym uzyskało dopuszczenia odpowiednich ośrodków dozoru technicznego i stosowane jest w produkcji wielu odpowiedzialnych konstrukcji, głównie w przemyśle samochodowym [6]. przykładem może być instrukcja dvs niemieckiej organizacji spawalniczej merkblatt 2934 „pressschweißen mit magnetisch bewegtem lichtbogen (mbp-schweißen)”, zawierająca rzeczowe informacje procesowe. niemniej takich dokumentów jest niewiele, stąd koncerny motoryzacyjne stosujące zgrzewane łukiem wirującym w swoich procesach wytwórczych, zmuszone są do przygotowania własnych uwarunkowań technicznych, modyfikując je wraz z rozwojem technologii i praktyką inżynierską. kontrola jakości połączeń zgrzewanych aktualnie integralną częścią każdej zgrzewarki jest system monitorujący proces zgrzewania, który w połączeniu 17przegląd  spawalnictwa       vol. 88 8/2016 z dedykowanym układem sterowania umożliwia kontrolę parametrów wpływających na jakość połączeń. zadaniem układu jest mierzenie i sprawdzanie parametrów procesowych w aspekcie spełnienia żądanych wartości, mieszczących się w obrębie zdefiniowanych granic tolerancji. procedury odbioru połączeń zgrzewanych są zwykle wypadkową doświadczeń koncernu i ustaleń z klientem. w przypadku elementów przeniesienia napędu rodzaj i częstotliwość wykonywanych badań z reguły są zbliżone, choć oczywiście ostateczna decyzja należy do zamawiającego. jakość zgrzein wykonywanych łukiem wirującym jest wysoka i powtarzalna, stąd jakościowo i ilościowo klienci w porozumieniu z wytwórcą decydują się zwykle na podobne spektrum testów. standardowe spektrum badań zostanie przedstawione na przykładzie wałów przegubowych (rys. 3). wał przegubowy składa się z 3 sekcji: rury, końcówki lewej (korpus bądź przegub kompletny) i końcówki prawej (stubshaft, czyli tzw. wał końcowy – wał krótki). podczas procesu zgrzewania obie końcówki zostają w tym samym czasie jednocześnie zgrzewane do rury. elementy składowe, w zależności od ich typu, mocowane są najczęściej w specjalne uchwyty dźwigniowe trójszczękowe lub hydrauliczne mechanizmy suwakowe. rys. 3. przykłady analizowanych wałów przegubowych fig. 3. examples of analyzed propshafts analizy poprawności wykonania zgrzein można podzielić na dwie główne grupy: kontrola parametrów procesowych podczas zgrzewania oraz badania wykonanych połączeń. ich częstotliwość jest różna i zależy zarówno od specyfiki badania oraz umowy z klientem. w praktyce stosuje się następujące częstotliwości testów kontrolnych: – podczas pierwszego uruchomienia produkcji, – na początku zmiany, – po przezbrojeniu maszyny, – po zmianie parametrów procesu, – po korekcie współosiowości uchwytów, – co najmniej 1/24 h, – po dłuższym przestoju maszyny trwającym >24h. kontrola parametrów procesowych podczas zgrzewania podczas przebiegu procesu zgrzewania mierzony jest szereg parametrów istotnych dla zachowania powtarzalności każdego cyklu, jaki i jakości uzyskanej zgrzeiny. jego zakres jest uzależniony od typu zgrzewarki, ale biorąc pod uwagę, że aktualnie urządzenia dedykowane dla przemysłu motoryzacyjnego wykonuje zazwyczaj jedna firma, spektrum badań zawiera zazwyczaj kontrolę następujących wyróżników: – położenie wyjściowe rzeczywista pozycja sań podczas przylegania powierzchni czołowych elementów zgrzewanych, przed rozpoczęciem procesu zgrzewania, w stosunku do pozycji zadanej. analizuje każde odchylenie długości przedmiotów obrabianych, jak również ich ewentualne elastyczne odkształcenie pod wpływem ciśnienia dociskania. – odsuwanie jest to rozmiar szczeliny powietrznej podczas fazy zgrzewania, która określa bezpośrednio długość łuku elektrycznego. – przyrost prądu zgrzewania – jednostka proporcjonalna do energii cieplnej, która jest wytwarzana przez łuk elektryczny w szczelinie powietrznej. w przypadku występowania kilku bloków prądowych każdy z nich jest monitorowany oddzielnie. – łączny czas zgrzewania całkowity czas trwania procesu. – przyrost prądu cewki analiza prędkości i powtarzalności sterowania i regulacji prądu cewki (cewek) w każdej chwili trwania zgrzewania. – ciśnienie docisku siła docisku w końcowym etapie procesu zgrzewania podzielona przez powierzchnię tłoka, mierzona wraz z tzw. skróceniem całkowitym. – prędkość docisku prędkość, z którą elementy łączone stykają się ze sobą podczas dociskania. – skrócenie całkowite skrócenie elementów w stosunku do ich pierwotnej długości wskutek plastycznego odkształcenia elementów i wypierania materiału w strefie łączenia. w rzeczywistości jest to miara drogi na końcu programu, porównana z położeniem wyjściowym. – położenie końcowe droga zmierzona na końcu programu pod ciśnieniem dociskania, w odniesieniu do tzw. pozycji zadanej. obowiązuje zależność: położenie końcowe = położenie wyjściowe skrócenie całkowite. badania połączeń zgrzewanych  łukiem wirującym najczęściej wykonywane badania elementów zgrzewanych po procesie można podzielić na cztery grupy: geometryczne, technologiczne, metalograficzne oraz funkcjonalne. pomiary geometryczne można podzielić na wykonywane bezpośrednio na zgrzanych elementach oraz przeprowadzone na uprzednio przygotowanych zgładach metalograficznych. długość całkowitą zgrzanych elementów kontroluje się w celu oceny wartości prawidłowego skrócenia całkowitego elementu. zwykle na obu końcówkach znajdują się płaszczyzny bazowe, które pozwalają precyzyjnie wyznaczyć wymiar. założenia konstrukcyjne elementów zgrzewanych łukiem wirującym wyznaczają, jaka powinna być wartość skrócenia w zależności od wymiarów komponentów. na tej podstawie zakładane są naddatki na elementy. pomiar bicia, które może być spowodowane niewłaściwą geometrią złącza zgrzewanego, wykonuje się wg założeń określonych na podstawie rysunku konstrukcyjnego. zwiększona wartość bicia na komponencie (za taką przyjmuje się zwykle >0,2÷0,3 mm) negatywnie wpływa na funkcjonowanie całej części w pojeździe, generując wibrację i hałasy. pomiar kąta zgrzeiny wykonuje się na wcześniej przygotowanym zgładzie metalograficznym. jest to miara prostopadłości linii zgrzeiny w odniesieniu do osi symetrii elementów zgrzewanych (rury i komponentów końcowych). niewłaściwa miara kąta, związana ściśle z długością samej zgrzeiny, może skutkować obecnością utlenionych metali, które przy prawidłowym złączu zostałyby wyciśnięte na zewnątrz. dlatego też dąży się, aby kąt linii zgrzeiny był jak najbardziej zbliżony do 90°. dodatkowo mierzona jest również wartość kąta samej wypływki, którego przejście powinno mieć charakter rozwarty, z uwagi na możliwość powstania karbu mechanicznego. na rysunku 4 pokazano sposób pomiaru kątów dla zgrzeiny prawidłowej (a) oraz nie spełniających wymagań technologicznych (b,c). do grupy badań technologicznych zaliczany jest test zginania i test płatkowy. test zginania (ang. crush test) nie jest tożsamy ze znanym dla połączeń spajanych klasycznym badaniem wytrzymałości na zginanie, wykonywanymi wg pn-en iso 5173:2010. jest to autorska próba dwubiegunowego wgniatania specjalnej konstrukcji stempli, mająca 18 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 8/2016 a) b) c) rys. 4. pomiary kąta zgrzeiny dla złącza poprawnego (a) oraz niepoprawnego (b,c) fig. 4. weld angle measurements of correct joint (a) and incorrect joint (b,c) na celu ocenę wytrzymałości mechanicznej zgrzeiny i strefy wpływu ciepła (rys. 5a).konstrukcja zakończonego walcowo narzędzia i miejsca analizy związane są ściśle z wymiarami rury (najczęściej z jej średnicą). całość odbywa się na dedykowanym stanowisku, przy zachowaniu określonych warunków przeprowadzania próby. ewentualne niezgodności stwierdzone w wyniku destrukcyjnego działania narzędzia nie powinny przebiegać wzdłuż lub prostopadle do linii zgrzeiny (rys. 6c,d). należy podkreślić, że pęknięcie w materiale lub strefie wpływu ciepła (rys. 6b) nie dyskwalifikuje zastosowanych parametrów zgrzewania. zaletą próby jest brak konieczności specjalnego przygotowywania i obrabiana próbek – analizuje się całe wały przegubowe bezpośrednio po zgrzewaniu. a) b) a) b) rys. 5. założenia teoretyczne (a) i wynik (b) testu zginania fig. 5. theoretical assumptions (a) and practical result (b) of crush test rury (rys. 7b). tak powstałe „płatki” odgina się do zewnątrz pod kątem min. 90°, obserwując zmiany powierzchni w miejscu gięcia (rys. 7c). próbę uznaje się za zgodną, jeżeli przy linii zgrzeiny nie obserwuje się niezgodności typu: pęknięcia, rozwarstwienia bądź złuszczenia materiału. c) d) rys. 6. poprawny (a,b) i niepoprawny (c,d) wynik testu zginania fig. 6. correct (a,b) and incorrect (c,d) result of crush test a) b) rys. 7. podstawowe etapy testu płatkowego fig. 7. basic stages of petal test badania metalograficzne są popularnym narzędziem stosowanym do analizy połączeń spajanych. pozwalają na określenie zmian strukturalnych, jakie zachodzą podczas procesu łączenia w poszczególnych strefach złącza, ale również na wykrycie ewentualnych niezgodności i zdefiniowanie ich charakteru. w przypadku połączeń zgrzewanych łukiem wirującym przeprowadza się zarówno badania makro-, jak i mikrostruktury (rys. 8a,b). na przygotowanych w tym celu zgładach metalograficznych można dodatkowo przeprowadzić wspomniane pomiary geometryczne złącza, ale również zmierzyć twardość. dla zgrzein wykonanych tą techniką zwykle stosuje się pomiary metodą vickersa, wykonując odciski w kilku rzędach w środku grubości elementów, wzdłuż ich osi (rys. 8c). ostatnie grupa testy funkcjonalne, polegają na obciążaniu gotowych detali, a niekiedy całych zespołów, symulowanymi c) test płatkowy (ang. petal test, tulip test) jest inżynierską próbą oceny stopnia zmian strukturalnych w zgrzeinie i strefie wpływu ciepła. jego wynik jest ściśle skorelowany z dokładnością przygotowania elementów. na wstępie detal przecina się równolegle do zgrzeiny w zadanej odległości od jej linii (rys. 7a), a następnie wykonuje prostopadłe do zgrzeiny cięcia o stałej szerokości, zależnej od średnicy 19przegląd  spawalnictwa       vol. 88 8/2016 wnioski technika zgrzewania łukiem wirującym, przedstawiona w artykule na przykładzie wytwarzania elementów przeniesienia napędu wykazuje wiele zalet w porównaniu z metodami alternatywnymi, jak np. zgrzewanie tarciowe. szczególną zasadność jej wdrażania obserwuje się właśnie w branży motoryzacyjnej, gdzie przykładnie wpisuje się w aktualny trend redukcji masy pojazdów z zastosowaniem nowoczesnych materiałów i technologii. mimo uzasadnionego potencjału aplikacyjnego technika ta nie doczekała się w polsce ustandaryzowanej dokumentacji procesowej. w związku z tym koncerny ją stosujące zmuszone są do opracowania wewnętrznych instrukcji. spektrum badań, a przede wszystkim ich częstotliwość, ustalane są wspólnie z klientem. proces zgrzewania łukiem wirującym umożliwia zapewnienie produkcji powtarzalnej i jakościowej. przyczynia się do tego również system kontroli służący ocenie jakości powstałych zgrzein. dzieli się on na dwie grupy: analizy w trakcie procesu oraz badania wykonanych połączeń. najistotniejsze parametry analizowane podczas zgrzewania to: ciśnienie docisku, prąd zgrzewania i szczelina odsuwania, natomiast testy zgrzein obejmują badania: geometryczne, technologiczne, metalograficzne oraz funkcjonalne. należy podkreślić, że opisane spektrum badawcze zapewnia praktycznie wytwarzanie bez niezgodności, czego dowodem jest stuprocentowy brak reklamacji asortymentu wytworzonego z jej zastosowaniem. badania.zostały.przeprowadzone.w.ramach.projektu.pt ..„kryteria.i.metodyka.określania.jakości.złączy.zgrzewanych.łukiem.wirującym”.finansowanym.przez.narodowe.centrum.badań.i.rozwoju.w.ramach.iii.programu.badań.stosowanych . a) b) c) rys.  8.  makrostruktura (a), mikrostruktura (b) i rzędy odcisków po pomiarach twardości (c) złącza zgrzewanego łukiem wirującym fig. 8. macrostructure (a) microstructure (b), and rows of indentation marks after hardness measurements (c) miab welded joint parametrami pracy, odzwierciedlającymi (co do charakteru, nie obciążeń) rzeczywiste warunki eksploatacyjne. wykonuje się w tym celu statyczny test skręcania, polegający na obciążeniu wału statycznie rosnącym momentem skręcającym. wstępnie nagrzany do zadanej temperatury element, skręca się z założoną prędkością i obserwuje odkształcenia. w zależności od ustaleń można skręcać próbki: aż do pęknięcia, do zadanej wartości odkształcenia (plus wytrzymanie w temperaturze założony przedział czasu) lub z założoną stałą prędkością, według dowolnego programu składającego się z następujących po sobie cykli odkształceń i przerw. funkcjonalny test skręcania ma na celu wyznaczenie rzeczywistych cech użytkowych analizowanych elementów w celu weryfikacji właściwych współczynników bezpieczeństwa. w przypadku kontroli wałów przegubowych zgrzewanych łukiem wirującym propagacja zniszczenia obciążonej próbki nie może przebiegać przez linię zgrzeiny oraz w jej pobliżu. ponieważ wyniki prób skręcania przeprowadzonych statycznie nie są wystarczające do pełnej oceny rzeczywistej pracy konstrukcji, często obciążanej udarowo, wykonuje się dodatkowo testy skręcania dynamicznego. ich głównym celem jest określenie wpływu zwiększenia szybkości obciążenia na zjawisko przejścia materiału w stan kruchości. dodatkowo stanowią one metodę kontroli jakości zastosowanej obróbki cieplnej. natomiast stosowana próba skręcania zmęczeniowego określa zachowanie się materiałów w warunkach działania obciążeń zmiennych. wyznacza ona liczbę cykli odpowiadających danej trwałości zmęczeniowej, dla różnego charakteru i wielkości obciążeń. wyniki uzyskane w próbie zmęczeniowej są często przedstawiane w formie wykresu wöhlera, określającego zależność pomiędzy wartością naprężeń niszczących próbkę, a ilością cykli zmian obciążenia tej próbki. rys. 9. stanowisko do testów skręcania (a) i widok próbki po jego przeprowadzeniu (b) fig. 9. stand of torsion tests (a) and sample view after process completing (b) a) b) literatura [1] klimpel a.: spawanie zgrzewanie i cięcie metali – technologie, wnt, warszawa, 1999. [2] pilarczyk j. (red.): poradnik inżyniera spawalnictwo, t. 2, wnt, warszawa, 2005. [3] kubiszyn i.: zbadanie warunków zgrzewania lukiem wirującym. praca badawcza instytutu spawalnictwa, nr ba-37, gliwice 1980. [4] kachinskiy v.s.: magnetically impelled arc butt welding of pipe and hollow parts for mass production, materiały e.o.paton electric welding institute, birmingham 2014. 20 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 8/2016 [5] phillips d.h.: magnetically impelled arc butt (miab) welding of chromium-plated steel tubular components utilizing arc voltage monitoring techniques, rozprawa doktorska, the ohio state university, 2008. [6] piwowarczyk t., małachowska a., sokołowski p.: tendencje rozwojowe zgrzewania łukiem wirującym w aspekcie zastosowań w przemyśle motoryzacyjnym, przegląd spawalnictwa, nr 6 (85), 2013. [7] rutka r.: wpływ parametrów procesu na właściwości złączy zgrzewanych łukiem wirującym, praca dyplomowa magisterska, wydział mechaniczny, politechnika wrocławska, 2015. [8] ganowski f. j.: the magnetarc welding process. welding & metal fabrication, vol. 42, no. 5, 1974. [9] lassociński p.: podstawy teoretyczne zgrzewania lukiem wirującym. przegląd spawalnictwa, nr 1, 1992. [10] lassociński p.: urządzenia do zgrzewania łukiem wirującym. przegląd spawalnictwa, nr 1, 1993. [11] linnert g.e.: welding metallurgy carbon and alloy steels. aws, miami, florida, ed. 4, vol. i. fundamentals, chapter 6, 1994. [12] gerlach m.: stand und entwicklungsrichtungen des mbl-hverfahrens. zismitt., bd. 23, no. 10, 1981. [13] [13] korzeniowski m., kustroń p., piwowarczyk t., ambroziak a., mikno z., wiśniewski g., kozioł m., szramiak r.: analiza zależności kształtowo-wymiarowych zgrzein garbowych w elementach przeniesienia napędu wykonanych technologią miab, przegląd spawalnictwa, nr 3, 2016. [14] gratz h.j.: erfassung von parametern beim mbl-schweissen zur gutesicherung. zismitt., 1979, bd. 21, no. 10. [15] hagon d., riley n.: miab welding part 2. fabricating the fiesta rear axle, metal construction, no 12, 1979. [16] johnson k.i.: miab welding principles of the process. metal construction, no. 11, 1979. [17] johnson k.i.: the magnetically impelled arc butt welding of mild steel tubing. welding journal, vol. 58, no. 11, 1979. [18] krohn h.: automatisches kehlnahtschweissen mit dem mblverfahrenkein problem. zis mitt., bd.21, no. 10, 1979. [19] loebner r.: magnetarc welding theory and practice. doc. mis iii-694-81. [20] paasch m.: leistungssteigerung durch den einsatz von mblvorrichtungen. zismitt., bd. 21, no. 10, 1979. [21] pening e.: mbl-schweissen an abnahmsopflichtigen bauteilen im kraftwerk-anlagenbau. zismitt., bd.21, no. 10, 1979. [22] penning f.: mbl-schweissen bei der fertigung von bohrgestange. zismitt., bd. 23, no. 10, 1981. [23] poetschukat w.: lichtbogenlaufverhalten beim mbl-schweissen von rohr platte verbindungen. zismitt., bd. 23, no. 10, 1981. [24] schlebeck e.: automatisierungsprobleme der mbl-schweisstechnik. zismitt., bd. 23, no. id, 1979. [25] takagi k.: application of rotating arc butt welding to town gas pipelines. doc. mis 1ii-673-81. 201208_pspaw.pdf 28 przegląd spawalnictwa 8/2012 wojciech żórawski otakar bokuvka stanisław skrzypek tribological properties of plasma and hvof sprayed composite coatings trybologiczne właściwości powłok kompozytowych   natryskanych plazmowo i hvof dr inż. wojciech żórawski – politechnika świętokrzyska, kielce, prof. otakar bokuvka – university of zilina, słowacja, prof. stanisław skrzypek – agh akademia górniczo-hutnicza w krakowie. abstract this paper presents the properties of plasma and hvof thermally sprayed coatings obtained by blending the nicrbsi and fe2o3 powders. the deposition was performed by means of the plancer pn-120 and the diamond jet guns for plasma spraying and hvof spraying, respectively. the sem (eds) and xrd methods were employed to study the microstructure and phase composition of the produced coatings. although the blended powders differ in particle size, shape, and distribution, it is possible to obtain composite coatings with an nicrbsi matrix containing iron oxides. except for a different microstructure, plasma and hvof coatings have a different phase composition, which was examined using the bruker d-8 advance diffractometer. studies of the coatings wear and scuffing resistance showed that an optimal content of fe2o3 is about 26% for plasma sprayed coatings and 22,5% for hvof deposited coatings. streszczenie w pracy przedstawiono właściwości natryskanych plazmowo i hvof powłok otrzymanych w wyniku wymieszania proszków nicrbsi i fe2o3. natryskiwanie przeprowadzono w za pomocą plazmotronu plancer pn-120 i systemu do natryskiwania naddźwiekowego diamond jet. badania mikrostruktury i składu fazowego natryskanych powłok przeprowadzono wykorzystując sem (eds) i xrd. wyniki ujawniły, że pomimo znacznych różnic wielkości, kształtu i rozkładu granulometrycznego proszków, możliwe jest uzyskanie powłok kompozytowych na osnowie nicrbsi zawierających tlenki żelaza. stosując dyfraktometr bruker d-8 advance, wykazano, że oprócz różnic mikrostrukturalnych, powłoki mają również odmienny skład fazowy. badania zużycia powłok i ich odporności na zatarcie wykazały, że optymalna zawartość fe2o3 wynosi ok. 26% dla powłok natryskiwanych plazmowo i 22,5% dla hvof. introduction nowadays most machines require applying liquid lubricants on interacting surfaces, which allows us to achieve extremely favorable operating conditions in a friction pair. this assures long life and reliability of machine parts. in the automotive industry, for example, the demand to produce vehicles with smaller weight, that can drive at higher speeds, and can carry a higher load, has forced to develop coatings with enhancement damage tolerance and improved temperature capabilities. today, applications of the variety of surface engine technologies and resulting coatings or surface modification let to obtain significant effects in the reliability, functionality and safety of vehicles. particularly, surface enhancement engineering solutions which lead to reduction of wear, friction and corrosion are particularly in the area of interesting of automotive industry. the main surface engineering technologies involve; physical vapor deposition (pvd), chemical vapor deposition (cvd), thermochemical heat treatment, hard chromium plating and thermal spraying [1÷3]. higher efficiency is obtained by using coatings which can fulfill different role as schematically is shown in fig. 1. today, different thermal spray coatings are widely applied in automotive industry. molybdenum coatings deposited by wire flame spraying are used for transmission parts as shift forks and synchronizing rings to ensure low coefficient of friction and prevent occurring of scuffing. piston rings, depend on the type of engine (gasoline or diesel), are sprayed with pure molybdenum, molybdenum with addition silicon, nickel or chromium 29przegląd spawalnictwa 8/2012 with flame, plasma or supersonic (hvof) technique. molybdenum trioxide has a lubricious properties what is essential quality in such layers. coatings containing metal matrix carbides are also applied on piston rings [4, 5]. for nearly last 20 years, coatings for cylinder bores of aluminum cast engine blocks were under intensive investigations. traditionally manufactured engine blocks have been made of cast iron due to its good machinability, wear resistance and vibration damping, however weight of block was significant disadvantage. the main loadings of the cylinder bore includes rapid temperature cycling, extreme pressure, repeated shear loading and impingement of hot gases what is difficult to withstand by aluminum alloys. separate cylinder sleeve in aluminum block made of steel or cast iron is complicated and costly solution. moreover, due to improve heat transfer and further save of weight, reduce of the thickness of cylinder lining is necessary. every additional millimeter of steel or cast iron lining cause increase of overall weight of engine and fuel consumption. so, the only justified solution for cylinder bore was thermally sprayed coating. despite saving of weight, such coatings, with particular surface geometry, allow to obtain significant lower friction of the piston group what leads to fuel reduction of 2÷3% and decreasing of oil consumption by factor 2÷3 [6÷8]. figure 2 presents current and potential area of applications of thermal spray coatings in automotive industry. adding a solid lubricant to a thermally sprayed coating causes a decrease in the coefficient of friction. the presence of fe2o3 improves tribological properties of a composite coating, however, its properties are not well known [9, 10]. the aim of this work is to study the microstructure and coefficient of friction of plasma and hvof thermally sprayed composite coatings with an nicrbsi matrix and fe2o3 as a solid lubricant. experiment in this study, a mixture of two powders was applied as the feedstock. the mixture consisted of nicrbsi powder produced by amil gmbh denoted by 1060.0 used as the matrix and fe2o3 powder normally used as a chemical reagent. the examination of the particle size distribution was carried out by means of a sympatec gmbh helos laser analyzer. the plasma spray process was conducted with a plancer pn-120 gun. the hvof thermal spray process was performed using a sulcer metco diamond jet gun supplied with propane and oxygen. the plasma and hvof spray parameters are given in table i and table ii respectively. for the metallographic examination, the coatings were deposited on thin flat low-carbon steel samples with dimensions of 50x25x5 mm, whereas for the tribological test the coatings were deposited on ring-shaped low-carbon steel samples with dimensions of ø 35 x 9 mm and faces of cylindrical samples ø 12.7x10 mm made of c45steel before the spray, the substrate had to be degreased and grit blasted with electrocorundum eb-12 at a pressure of 0.5 mpa. the thickness of the coatings after grinding was 0.3 mm. the structure and the chemical composition of the coatings were analyzed by means of a jsm–5400 scanning microscope equipped with an isis 300 oxford (eds) microprobe. the phase composition of the powders and the coatings was determined with fig. 1. role of coating in improving efficiency of engine [1] rys. 1. wpływ powłok na poprawę sprawności silnika [1] table i. plasma spraying parameters tablica i. parametry natryskiwania plazmowego parameter value current, a 550 voltage, v 55 plasma gas pressure, mpa 0,7 spraying distance, mm 100 powder feeding rate, g/min 28 table ii. hvof spraying parameters tablica ii. parametry natryskiwania hvof parameter value oxygen flow, nl/min 265 propane flow, nl/min 74 air flow, nl/min 374 spraying distance, mm 150 powder feeding rate, g/min 94 fig. 2. current and potential application areas for thermal spray coatings in the automotive industry [7] rys. 2. obecne i przyszłe obszary zastosowania powłok natryskiwanych cieplnie w przemyśle samochodowym [7] 30 przegląd spawalnictwa 8/2012 a bruker d-8 advance diffractometer with co-kα (λ = 1.78897 å) radiation. a t-05 m block-on-ring type tester was used to determine the wear of plasmaand hvof-sprayed nicrbsi and fe2o3 coatings. the block, made of steel c45, had a dimensions 15.75x10x6.35 mm. the testing involved applying a computer to aid in registering and controlling the action of the friction force in the function of time. the parameters for the t-05 tester were as follows: load q = 4.9 n, rotation of the ring n = 32 rpm, test duration t = 1 h. scuffing resistance of thermally sprayed coatings under dry friction conditions was checked on a tribological tester, t-09 type falex, which has a friction pair with a pin and vee block association. in this test, the sample in the form of a cylinder 6.3 mm in diameter x 32 mm in length is attached to the main drive shaft by means of a shear pin and two jaws having a 900 vnotch fit into the holes in the lever arms. during testing, the jaws are clamped around the test piece which is rotated at 290 r.p.m. while the load exerted by the jaws is gradually increased. test pieces with poor scuffing resistance seize at relatively low loads, whereas scuff-resistant surfaces permit much higher loads to be withstood before failure. in the present investigation, the load and the friction force were measured using load cells, and the data were monitored continuously and proceeded by a computer interfaced to the machine. load vs. time and friction force vs. time plots were recorded during each test. as a result, the value of friction force is known. what is more, we obtain the highest value of the sample load, if no scuffing is observed. microhardness measurements, hv0.5, were conducted using a zwick 3210 tester as the average of 10 measurements. the roughness of coatings after polishing was analyzed by means of a talysurf 4 device with suform program. results and discussion characterization of the nicrbsi and fe2o3 powders the nicrbsi powder possessed the following chemical composition (%): ni –70.51, cr – 17.8, b – 3.1, si – 4.2, fe – 3.4, c – 0.85, o2 – 0.14. from fig. 3a it can be seen that the particles are spherically shaped, which is characteristic of highly alloyed nickel based powders to be obtained by a gaseous spray method. coatings produced from powders with such chemistry by remelting or plasma or hvof thermal spray possess high resistance to wear, hence their wide application. nicrbsi powders are deposited separately or as ingredients of blends. the presence of boron and carbon improves coating hardness, and this results from the formation of chromium, boron or iron carbides, as well as hard metallic compounds of boron and chromium in the alloy. in nicrbsi/fe2o3 composite coatings, iron oxide becomes the lubricant, as it possesses the desired properties i.e. a hexagonal crystal structure. for the testing purposes, we employed purified iron oxide with tiny, flaky, yet enhanced particles, which is normally used as a chemical reagent (fig. 3b). the structure promotes agglomeration of particles, which makes it difficult to feed the powder to a spray gun. the examination of the particle size distribution was carried out by means of a sympatec gmbh helos laser analyzer (figs. 4a, 4b). the curves of the cumulated distribution and relative particle size distribution for the nicrbsi powder (fig. 4a) show that it is a powder with a narrow range of particle sizes applied in thermal spray. the experimental data concerning the particle size distribution obtained for the ami 1060.0 powder coincided with the specifications provided by the producer, with the size ranging -25 +5 mm. since the powder contains 1.91% of particles greater than 30 mm and 4.33% of particles less than 7.5 mm, the range of particle sizes must be fig. 3. morphology of grains: a) nicrbsi, b) fe2o3 rys. 3. morfologia ziarn: a) nicrbsi, b) fe2o3 fig. 4. particle size distribution: a) nicrbsi, b) fe2o3 rys. 4. rozkład wielkości cząsteczek: a) nicrbsi, b) fe2o3 a) b) 31przegląd spawalnictwa 8/2012 -30+7.5 mm. completely different responses were reported for cumulated distribution and density distribution of the fe2o3 powder (fig. 4b). the particle size distribution ranges from 0.9 mm up to 73 mm, yet the particles smaller than 0.9 mm constitute 24.24 % of the powder. the tangent of the slope of the cumulated distribution curve, n = 0.5, testifies to a wide range of particle size distribution. a sudden decline is observed in the cumulated distribution curve for particles 2.6 mm in size, which constitute more than 60% of the powder. another 40% covers the range from 2.6 mm to 73 mm. the nicrbsi and 11.5% fe2o3 powders were mechanically blended for 1 hour in a v type blender before deposition. the experiments showed that the ball-shaped particles of the nicrbsi powder were completely surrounded by finer fe2o3 powder particles (fig. 5, arrow marked 1). some of these fine fe2o3 particles, however, bonded to form bigger ones (fig. 5, arrow marked 2). the adhesion of an fe2o3 particle to ballshaped nicrbsi ones makes the transport of the spray mixture considerably easier, as there is hardly any contact with the channel surface on the way from the powder feeder to the gun. coating characterization plasma sprayed nicrbsi + 11.5% wt. fe2o3 composite coatings have visible oxide strips between the highly deformed lamellae (the dark phases in fig. 6a), as is the case of alloy powder spray coatings containing no iron oxide. the linear analysis (fig. 6c) showed that the amount of iron and oxygen in the coatings had increased while the amount of the other constituents had decreased. the dark phase is identified with iron oxide. an increased amount of iron and oxygen can be observed also in the thin oxide films, which testifies that iron oxide is predominant there. the local analysis of this phase shows that there is a great number of peaks of iron and oxygen. the other alloying constituents are present in the dark phase, yet the number of their peaks is negligible. the local analysis of the white phase, on the other hand, shows an increased amount of nickel and the other constituents of the nicrbsi powder. studying the coating images and their chemical composition, one can easily discover that by plasma spraying of the nicrbsi +11.5% wt. fe2o3 mixture we obtain a composite coating. the matrix produced by spraying metallic powder contains iron oxide occurring in the form of lamellae, which vary in height. hvof nicrbsi + 11.% wt. fe2o3 composite coatings have hardly visible short oxide strips between slightly deformed lamellae (fig. 6b), as is the case of spraying of pure alloy powder. between the lamellae we report a large area of the dark phase. the linear analysis shows (fig. 6d) that there is a considerable increase in the amount of iron and oxygen, and, at the same time, a significant decrease in the amount of nickel, chromium and silicon. from that analysis as well as a local analysis it is clear that this is iron oxide. the dark phase on the left, however, shows no increase in the amount of iron or oxygen, yet there is a considerable decrease in the amount of the other constituents of the nicrbsi powder. the changes in the component intensity confirm the occurrence of pores. the local analysis of the white phase proves a greater intensity of the peaks of nickel than in the case of a plasma sprayed coating. the changes in the element level are less varied, which is illustrated by iron. this implies less intensive phase transitions of the nicrbsi powder during the hvof spray process. due to high particle velocity and different particle sizes, the fe2o3 content in an hvof coating can be lower than that in a plasma sprayed coating. phase composition the phase composition of the nicrbsi, fe2o3, and nicrbsi + 11.5% wt. fe2o3 powders and of the coatings produced from them was thoroughly analyzed in order fig. 5. mixture of nicrbsi and fe2o3 powders rys. 5. mieszanina proszków nicrbsi i fe2o3 fig. 6. microstructure of: a) plasma sprayed nicrbsi +11.5% wt. fe2o3 coating, b) hvof sprayed nicrbsi + 11.5% wt. fe2o3 coating, c) linear analysis of plasma sprayed nicrbsi + 11.5% wt. fe2o3 coating, d) linear analysis hvof sprayed nicrbsi + 11.5% wt. fe2o3 coating rys. 6. mikrostruktura: a) powłoka natryskiwana plazmowo: nicrbsi +11,5% wag. fe2o3 b) powłoka natryskiwana hvof: nicrbsi +11,5% wag. fe2o3, c) rozkład liniowy pierwiastków w powłoce natryskiwanej plazmowo: nicrbsi +11,5% wag. fe2o3, d) rozkład liniowy pierwiastków w powłoce natryskiwanej hvof: nicrbsi +11,5% wag. fe2o3 ← ←← 1 2 2 ← 2 32 przegląd spawalnictwa 8/2012 to identify all the changes and differences resulting from the applied thermal spray process (figs. 7÷9). the fundamental phase in the nicrbsi powder (fig. 7a) and the nicrbsi thermal spray coatings was nickel, due to high nickel content, i.e. 70.51%. after identifying displaced high-angle diffraction lines, one can assume that they are represented by the nickel lattice based solid solution phase. the other components include hard crystals of borides and silicates, of which only the ni2b phase is present in all the coatings. these phases impart good wear resistance properties of the coatings. in the case of plasma sprayed nicrbsi coatings (fig. 7b), the cr3si and crb phases were not identified. starting powder possesses 3.4% of iron, so presence of fe2o3 results from its oxidation in the plasma stream. hvof sprayed nicrbsi coatings (fig. 7c) showed no changes in the phase composition compared with that of the feedstock powder. identical types of phases and negligible changes in their relative contents were reported in both diffraction patterns. this results from a low temperature of the hvof stream and a short powder dwell time. the influence of temperature on the phase composition of the coating material is most visible for fe2o3, which was identified as hematite (fig. 8a). from a considerable difference in the intensity of all the peaks of hematite in the powder and the deposited coatings it is clear that, in the spray stream, the hematite is transformed into magnetite, with the latter not being present in the powder material. since the peaks of hematite are very low, its presence in the plasma sprayed coating is found to be low (fig. 8b). the presence of iron peaks is attributable to the decomposition of magnetite in the plasma stream to form iron and oxygen. a lower temperature of the hvof stream causes only a partial transformation of hematite into magnetite. the number of magnetite peaks in an hvof coating is much smaller than that in a plasma sprayed coating, thus it can be concluded that its content is very low (fig. 8c). a phase analysis was carried out twice to find iron oxides in the plasma-sprayed composite coatings (figs. 9a and b). the plasmaand hvof sprayed nicrbsi + 11.5% wt. fe2o3 coatings (fig. 9c) had only one phase common, i.e. ni2b, which was present in all the analyzed coatings and the feedstock powder. the fe2b phase in the plasma sprayed composite coating is a result of the reaction of boron with iron from iron oxide. the other phases present in both types of coatings are fe2o3 and cr5b3. fe3o4, which is present in both plasma and hvof sprayed fe2o3 coatings, is absent in the composite coatings. the plasma composite coating contains new phases, i.e. cr3si, crb2, ni16cr6si7 and ni2o3. the new boride and silicate phases in the hvof sprayed composite coatings are crb, b4si and ni3si. fig. 7. diffractogram of nicrbsi: a) powder, b) plasma sprayed coating, b) hvof sprayed coating rys. 7. rozkład pierwiastków chemicznych w nicrbsi: a) proszek, b) powłoka natryskiwana plazmowo, c) powłoka natryskiwana hvof fig. 8. diffractogram of fe2o3: a) powder, b) plasma sprayed coating, b) hvof sprayed coating rys. 8. rozkład pierwiastków chemicznych w fe2o3: a) proszek, b) powłoka natryskiwana plazmowo, c) powłoka natryskiwana hvof fig. 9. diffractogram of nicrbsi +11.5% wt. fe2o3: a) plasma sprayed coating (a), b) plasma sprayed coating (b), c) hvof sprayed coating rys. 9. rozkład pierwiastków chemicznych w nicrbsi + 11,5% wag. fe2o3: a) powłoka natryskiwana plazmowo (a), b) powłoka natryskiwana plazmowo (b) b) powłoka natryskiwana hvof 33przegląd spawalnictwa 8/2012 fig. 11. wear and scuffing resistance of hvof sprayed composite coating with different percentage of fe2o3 in the mixture fig. 11. odporność na ścieranie natryskiwanych hvof powłok kompozytowych o różnym udziale wagowym fe2o3 results of tribological tests wear tests of nicrbsi/ fe2o3 composite coatings revealed lower loss of mass for hvof sprayed coatings than for plasma sprayed. on the base of carried out investigations, it can be concluded that fe2o3 addition cause increasing wear of plasma and hvof sprayed nicrbsi coatings. results obtained on the base of investigations with falex tester showed that plasma sprayed coatings possessed higher scuffing resistance than hvof sprayed. significant standard deviations of tests results come from heterogeneous morphology of sprayed coatings and testify about low repeatability of processes occurring during scuffing phenomena. results of carried out wear and scuffing resistance tests showed that addition of fe2o3 powder to the nicrbsi matrix influenced for wear and friction processes of plasma and hvof sprayed composite coatings. fig. 10 and fig. 11 present results of carried out investigations of wear and scuffing resistance of sprayed coatings (approximation by quadratic equation) as function of fe2o3 content in mixture with nicrbsi powder. on the base of obtained results it can be claim that 26% addition of fe2o3 in mixture for plasma spraying and 22,5% addition of fe2o3 in mixture for hvof spraying allow to receive coatings with optimum wear and scuffing resistance. fig. 10. wear and scuffing resistance of plasma sprayed composite coating with different percentage of fe2o3 in the mixture fig. 10. odporność na ścieranie natryskiwanych plazmowo powłok kompozytowych o różnym udziale wagowym fe2o3 conclusions plasma and hvof sprayed nicrbsi/ fe2o3 composite coating containing solid lubricant were successfully deposited despite significant differences in particle size distribution of feedstock powders. the phase compositions of the powder feedstock and plasma and hvof composite coatings were determined by means of x-ray diffraction analysis. the main phase in the nicrbsi powder and coatings was nickel, which was due to a high nickel content in the feedstock powder. the other phases include hard crystals of different borides and silicates, of which only the ni2b phase is present in all the sprayed coatings. hvof sprayed nicrbsi coatings showed no changes in the phase due to low temperature of the hvof stream and its limited influence on the nicrbsi powder. the new fe3o4 phase appears in the coatings produced from fe2o3 powder, which contains only hematite. there are considerable differences in the intensity of fe2o3 and fe3o4 peaks in the plasma and hvof sprayed coatings. the plasma stream causes transformation of hematite into magnetite; in the case of hvof stream, such transformations are significantly smaller. in both plasma and hvof sprayed nicrbsi + 11.5% wt. fe2o3 coatings new phases were detected. the plasma composite coating contains cr3si, crb2, ni16cr6si7 and ni2o3. in hvof sprayed composite coatings we have the crb, b4si and ni3si phases. studies of the coatings wear and scuffing resistance showed that an optimal content of fe2o3 is about 26% for plasma sprayed coatings and 22,5% for hvof deposited coatings. ps 10 2015 www.pdf 27przegląd spawalnictwa vol. 87  10/2015 ocena przydatności komercyjnych elektrod otulonych do spawania mokrego pod wodą z wykorzystaniem analizy skupień evaluation of usefulness of commercial covered electrodes for wet underwater welding with the use of cluster analysis dr inż. dariusz fydrych, dr inż. grzegorz rogalski, mgr inż. aleksandra świerczyńska, dr hab. inż. jerzy łabanowski, prof. nadzw. pg – politechnika gdańska. autor korespondencyjny/corresponding author: darfydry@pg.gda.pl streszczenie najbardziej uniwersalną i ekonomiczną metodą remontów konstrukcji eksploatowanych pod wodą jest spawanie mokre elektrodami otulonymi. ze względu na bardzo dobrą operatywność i stabilność jarzenia się łuku w środowisku wodnym stosuje się elektrody o otulinie rutylowej. na rynku dostępnych jest kilka gatunków elektrod dedykowanych do prac podwodnych, których cena jest znacznie wyższa niż elektrod komercyjnych. celem pracy było statystyczne zbadanie możliwości zastąpienia droższych elektrod specjalistycznych popularnymi zamiennikami. na podstawie danych zgromadzonych z katalogów producentów materiałów dodatkowych do spawania i przy zastosowaniu technik analizy skupień (metody warda i k-średnich) określono względne podobieństwo 37 gatunków elektrod rutylowych. zastosowana metodologia pozwoliła na wytypowanie spośród analizowanych elektrod gatunków najbardziej zbliżonych pod względem składu chemicznego i własności stopiwa do elektrod przeznaczonych do prac podwodnych. słowa kluczowe: spawanie pod wodą, spawanie mokre, elektrody otulone, analiza skupień abstract the most versatile and economical method of repair of underwater constructions is wet welding with coated electrodes. due to the very good operability and stability of arc in a water environment electrodes with rutile coating are used. on the market there are several types of electrodes dedicated for underwater welding, whose price is much higher than commercial electrodes. the aim of this study was to statistically investigate the possibility of replacing expensive specialized electrodes with conventional alternatives. on the basis of data collected from manufacturers’ catalogues of consumables and by applying cluster analysis techniques (ward and k-means methods), the relative similarity of 37 types of rutile electrodes was determined. the applied methodology allowed to nominate electrodes among the analysed types, which are most similar in chemical composition and properties of the weld metal to the electrodes designed for underwater works. keywords: underwater welding, wet welding, covered electrodes, cluster analysis wstęp spawanie pod wodą jest tańszą alternatywą dla napraw jednostek pływających i konstrukcji hydroi oceanotechnicznych, ponieważ nie wymaga ich wynurzania nad powierzchnię wody. jednak spawanie podwodne prowadzone jest w warunkach dużych prędkości stygnięcia złączy, silnego nasycenia jeziorka gazami, ograniczonej widzialności, podwyższonego ciśnienia i mniejszej stabilności jarzenia się łuku, co negatywnie wpływa na spawalność stali. poważne utrudnienie stanowi również utrudniona operatywność oraz ograniczona możliwość przeprowadzania zabiegów technologicznych: podgrzewania wstępnego, szlifowania, przekuwania i obróbki cieplnej po spawaniu. niekorzystny wpływ wody na własności złączy najsilniej ujawnia się podczas spawania mokrego, podczas którego obszar spawania dariusz fydrych, grzegorz rogalski, aleksandra świerczyńska, jerzy łabanowski znajduje się w bezpośrednim kontakcie z wodą [1÷6]. spawanie w warunkach mokrych realizowane jest w praktyce tylko metodami 111 i 114, stąd większość doniesień literaturowych związanych z rozwojem materiałów dodatkowych do spawania dotyczy elektrod otulonych i drutów proszkowych samoosłonowych [6÷9]. do spawania mokrego pod wodą stali wykorzystuje się elektrody ferrytyczne oraz austenityczne o otulinie rutylowej albo (znacznie rzadziej) utleniającej [2,4,6,10]. wynika to z lepszej stabilności jarzenia się łuku niż przy zastosowaniu elektrod zasadowych [11]. przeznaczone do spawania pod wodą elektrody otulone są fabrycznie pokryte dodatkową powłoką wodoodporną. jej zadaniem jest ograniczenie nasiąkliwości otuliny przy jednoczesnym umożliwieniu 28 przegląd spawalnictwa vol. 87 10/2015 łatwego zajarzenia łuku i zachowaniu stabilności procesu. na rysunku 1 pokazano rutylowe elektrody o średnicy 4 mm do spawania pod wodą i na powietrzu. rys. 1. widok elektrod otulonych: a) elektroda do spawania pod wodą z powłoką wodoodporną; b) standardowa elektroda rutylowa fig. 1. view of coated electrodes: a) waterproofed electrode for underwater welding; b) standard rutile electrode główne kierunki rozwoju elektrod otulonych dotyczą modyfikacji składu chemicznego otuliny, rdzenia oraz powłoki wodoodpornej [6,12÷16]. zmiany składu chemicznego otulin mają za zadanie poprawę własności jonizacyjnych otuliny w celu zmniejszenia wpływu głębokości (ciśnienia wody) na stabilność łuku oraz minimalizację ilości wodoru dyfundującego w złączu [6,12]. wprowadzanie do rdzenia elektrody dodatków stopowych (ni, mo) służy ograniczeniu skłonności do pękania krystalizacyjnego i kruchego spoin [13,14]. przedmiotem badań była również możliwość wykorzystania różnych substancji do wykonywania powłok wodoodpornych [15,16]. osobne prace prowadzone były nad modyfikacją budowy elektrod (elektrody wielowarstwowe i z osiowym otworem na gaz) [17]. obecnie na rynku materiałów spawalniczych dostępnych jest kilka gatunków elektrod dedykowanych do prac podwodnych różniących się składem chemicznym rdzenia, otuliny i powłoki wodoodpornej, jednak ich cena jest znacznie (kilkanaście razy) wyższa niż elektrod komercyjnych. analiza skupień stanowi zbiór metod statystycznych wykorzystywanych do klasyfikacji i porównywania obiektów wielowymiarowych, tzn. charakteryzowanych przez wiele cech diagnostycznych [18÷21]. celem stosowania analizy skupień jest podział obiektów na możliwie jednorodne skupienia, przy czym obiekty należące do tego samego skupienia powinny być do siebie maksymalnie podobne, natomiast elementy z różnych skupień powinny różnić się w jak największym stopniu. w zależności od metody podziału elementów na grupy, techniki analizy skupień można podzielić na hierarchiczne i niehierarchiczne. algorytmy postępowania zostały szczegółowo opisane w pozycjach [19÷21]. obszary zastosowania analizy skupień obejmują wszystkie dziedziny nauk humanistycznych, ścisłych, społecznych, przyrodniczych, medycznych, ekonomicznych, itd. [18-28]. wiele metod zostało zaimplementowanych w popularnych pakietach statystycznych, np.: statistica, statgraphic, r [20,21]. badania własne celem pracy było statystyczne zbadanie możliwości zastąpienia droższych elektrod specjalistycznych popularnymi zamiennikami. zakres pracy przewidywał realizację następujących działań: 1) zgromadzenie danych do analiz statystycznych i wybór cech diagnostycznych, 2) przygotowanie (weryfikacja korelacyjna, analiza zmienności, normalizacja i stymulacja) danych, 3) analiza metodą hierarchiczną (warda z odległością euklidesową), 4) analiza metodą niehierarchiczną (k-średnich z wstępnymi centrami skupień wg opcji: sortuj odległości i weź obserwacje przy stałym interwale), 5) interpretacja i weryfikacja merytoryczna wyników analiz. dane do analiz pozyskano z katalogów 7 producentów materiałów dodatkowych do spawania. zbiór 7 potencjalnych cech diagnostycznych wytypowano na podstawie analizy charakterystyk 37 rutylowych elektrod otulonych podawanych przez producentów. zaliczono do niego skład chemiczny: zawartość c, mn, si oraz własności wytrzymałościowe: re, rm, a i kv stopiwa elektrod. w wyniku weryfikacji korelacyjnej usunięto ze zbioru cech diagnostycznych rm. na tym etapie analiz nie stwierdzono istnienia istotnych korelacji miedzy cechami diagnostycznymi. specyfika zagadnienia wpłynęła na konieczność przyjęcia podczas doboru cech diagnostycznych i przygotowywania danych kilku istotnych założeń. z powodu braku kompletnych danych analizy przeprowadzono z pominięciem wydłużenia a i zawartości ni w stopiwie elektrod. analiza skupień jest wrażliwa na istnienie punktów odstających, więc w rozważaniach nie uwzględniono ceny jako cechy dyskryminującej, ponieważ jest ona znacznie wyższa w przypadku elektrod do spawania pod wodą. pominięto również udarność stopiwa, ponieważ wartości podane w materiałach producentów zostały uzyskane w różnych temperaturach. ostatecznie analizy przeprowadzono dla cech: zawartość c, mn, si oraz granica plastyczności re. wszystkie cechy diagnostyczne charakteryzowała odpowiednia zmienność (ω>0,1). ponieważ przyjęto, że wszystkie cechy są stymulantami zostały one znormalizowane wg zależności [18]: 1) elektrody tradycyjne oznaczono literą oznaczającą producenta oraz numerem kolejnym, natomiast elektrody do spawania pod wodą oznaczono symbolem uw i numerem kolejnym. cechy z wartościami znormalizowanymi oznaczono indeksem n. rys. 2. dendrogram klasyfikacji rutylowych elektrod otulonych metodą warda z odległością euklidesową fig. 2. euclidean distance dendrogram (ward method) of rutile coated electrodes analizy statystyczne zbioru danych, którego fragment pokazano w tablicy i, zrealizowano w programie statistica [20] w dwóch etapach. w pierwszym przeprowadzono analizy metodą warda z odległością euklidesową, natomiast w drugim zastosowano metodę k-średnich z opcją: sortuj odległości i weź obserwacje przy stałym interwale. na rysunku 1 pokazano dendrogram opracowany metodą warda, natomiast na rysunku 2 wykres liniowy k-średnich. korzystając z metody wykresu odległości wiązania względem wiązania, elektrody podzielono na trzy skupienia. x’ij = xij min {xij} max {xij} min {xij} 29przegląd spawalnictwa vol. 87  10/2015 rys. 3. wykres liniowy k-średnich dla skupień rutylowych elektrod otulonych fig. 3. k-means plot for clusters of rutile coated electrodes numer skupienia elementy skupienia opis skupienia 1 a1, a2, a3, b1, b2, b3, b4, b5, b7, c1, c2, c3, c4, c5, d1, d2, d3, d4, e6, uw1 niska zawartość pierwiastków stopowych i wartość granicy plastyczności 2 a4, a5, b9, e5, e9, e11, uw2, uw3 niska zawartość c, wysoka zawartość mn i si, przeciętna wartość granicy plastyczności 3 b6, b8, e1, e2, e3, e4, e7, e8, e10 przeciętna zawartość mn, wysoka zawartość c, si i wartość granicy plastyczności tablica ii. wyniki grupowania rutylowych elektrod otulonych metodą k-średnich table ii. results of grouping of rutile coated electrodes obtained using k-means method podsumowanie woda jako środowisko spawania jest przyczyną wielu istotnych zagrożeń obniżających spawalność metali: zwiększonej prędkości stygnięcia, nawodorowania stopiwa oraz (zależnie od głębokości realizowania prac) wpływu ciśnienia, jednak duży popyt na realizacje prac spawalniczych pod wodą wymusza wielokierunkowy rozwój związanych z nimi technologii. przeprowadzono grupowanie metodami analizy skupień (warda i k-średnich) 37 rutylowych elektrod otulonych do spawania po powietrzu i pod wodą oferowanych przez 7 producentów. zgodnie z kryteriami taksonomicznymi zbiór analizowanych materiałów dodatkowych został podzielony na trzy skupienia obiektów o rożnej charakterystyce (tablica ii). zastosowana metodologia pozwoliła na wytypowanie spośród analizowanych elektrod gatunków najbardziej zbliżonych pod względem składu chemicznego i własności stopiwa (granicy plastyczności) do elektrod przeznaczonych do prac podwodnych. w przypadku analizowanego zestawu gatunków elektrod najbardziej zbliżona do elektrody uw3 pod względem przyjętych kryteriów klasyfikacji jest elektroda e5, a w dalszej kolejności uw2, c1 i c4 (rys. 2). natomiast dla elektrody uw3 rolę zamiennika mogą pełnić elektrody od producenta c oraz gatunki uw1, uw2 i e5. należy podkreślić, że wyniki analiz dotyczą tylko rozpatrywanego zestawu gatunków elektrod, obarczone są błędami wynikającymi z przyjętych założeń i nie uwzględniają czynników, które mogą stanowić istotne kryteria doboru spoiw, np.: łatwości zajarzania i stabilności łuku, dostępności elektrod, czy subiektywnych preferencji i własnych doświadczeń. dodatkowym czynnikiem ograniczającym zastosowanie zaproponowanej metody wyszukiwania zamienników jest konieczność pozyskania obiektywnych, jednorodnych i kompletnych danych opisujących materiały dodatkowe do spawania. kod cn mnn sin ren rmn a5n kvn a1 0,714 0,308 0,322 0,118 0,231 0 0,386 a2 0,429 0,545 0,322 0,118 0,231 0 0,386 b1 0,429 0,364 0,322 0 0 0,250 0,429 b2 0,429 0,364 0,322 0,118 0,308 0,250 0,571 d1 0,429 0 0,322 0,118 0,231 0 0,386 d2 0,571 0,364 0,661 0,353 0,462 0,750 0,571 d3 0,286 0,182 0,492 0,118 0,231 0,250 0,500 e1 1 0,364 1 0,647 0,846 0,375 0,514 e11 0,286 1,091 1 0,529 1 0,750 0,714 uw1 0 0 0 1 0,769 bd bd uw2 0,143 0,436 0,576 0,647 0,615 bd bd uw3 0 0,364 0,746 0,588 0,769 0,750 0,600 bd brak danych tablica i. fragment zbioru ze znormalizowanymi danymi wejściowymi do analiz statystycznych table i. part of the collection of the normalized input data for statistical analysis 30 przegląd spawalnictwa vol. 87 10/2015 literatura [1] zhang h.t., dai x.y., feng j.c., hu l.l.: preliminary investigation on real-time induction heating-assisted underwater wet welding. welding journal 1/2015. [2] fydrych d., rogalski g, łabanowski j.: problems of underwater welding of higher-strength low alloy steels. institute of welding bulletin 5/2014. [3] fydrych d., łabanowski j., rogalski g.: weldability of high strength steels in wet welding conditions. polish maritime research 2/2013. [4] guo n., yang z., wang m., yuan x., feng j.: microstructure and mechanical properties of an underwater wet welded dissimilar ferritic/ austenitic steel joint. strength of materials 1/2015. [5] gao w., wang d., cheng f., deng c., liu y., xu w.: enhancement of the fatigue strength of underwater wet welds by grinding and ultrasonic impact treatment. journal of materials processing technology 223/2015. [6] santos v.r., monteiro m.j., rizzo f.c., bracarense a.q., pessoa e.c.p., marinho r.r. vieira l.a.: development of an oxyrutile electrode for wet welding. welding journal 12/2012. [7] jia c., zhang t., maksimov s.y., yuan x.: spectroscopic analysis of the arc plasma of underwater wet flux-cored arc welding. journal of materials processing technology 213/2013. [8] guo n., xu c., guo w., du y., feng j.: characterization of spatter in underwater wet welding by x-ray transmission method. materials & design 85/2015. [9] guo n., wang m., du y., guo w., feng j.: metal transfer in underwater fluxcored wire wet welding at shallow water depth. materials letters 144/2015. [10] bracarense a.q., pessoa e.c., santos v.r.d., et al.: comparative study of commercial electrodes for underwater wet welding. soldagem & inspeção 4/2010. [11] pessoa e.c., ribeiro l.f., bracarense a.q., et al.: arc stability indexes evaluation on underwater wet welding. in asme 29th international conference on ocean, offshore and arctic engineering. american society of mechanical engineers 2010. [12] chen w.j., gui c.b., sun j.: preparation of water-resistant electrode coating with palmitic acid by microwave reaction. advanced materials research 228-229/2011. [13] silva l.f., santos v.r.d., paciornik s., et al.: influence of molybdenum in metal weld properties in welding wet with oxy-rutillic electrodes. soldagem & inspeção 2/2013. [14] guo n., liu d., gu w., li h., feng j.: effect of ni on microstructure and mechanical properties of underwater wet welding joint. materials & design 77/2015. [15] perdomo-gonzález l., bracarense a., quintana-puchol r., caires pereira e., rodríguez pérez m., duffus scott, a.: perspective of use of expanded polystyrene as an alternative waterproof coating for electrodes used in underwater wet welding. revista facultad de ingeniería universidad de antioquia 62/2012. [16] rodríguez-pérez m., bracarense a., perdomo-gonzález l., quintanapuchol r. duffus-scott a.: evaluación de diferentes tipos de barnices en la protección de electrodos para la soldadura subacuática. ingeniería mecánica 2/2012. [17] bracarense a.q., gonzález l.p., pessoa e.c.p., puchol r.q.: development of tubular coated electrodes for underwater wet welding. revista técnica de la facultad de ingeniería 2/2010. [18] młodak a.: analiza taksonomiczna w statystyce regionalnej. centrum doradztwa i informacji difin, warszawa 2006. [19] krzyśko m., wołyński w., górecki t., skorzybut m.: systemy uczące się. rozpoznawanie wzorców, analiza skupień i redukcja wymiarowości. wnt, warszawa 2008. [20] stanisz a.: przystępny kurs statystyki z zastosowaniem statistica pl na przykładach z medycyny. tom 3. analizy wielowymiarowe. wydawnictwo statsoft polska, kraków 2007. [21] gatnar e., walesiak m.: statystyczna analiza danych z wykorzystaniem programu r. pwn, warszawa 2009. [22] fydrych d., sommer s., rogalski g.: wspomaganie decyzji zakupu urządzeń do spawania metodą mig/mag z wykorzystaniem analizy skupień. przegląd spawalnictwa 12/2014. [23] fydrych d., sommer s., rogalski g.: analiza skupień jako metoda wspomagania decyzji zakupu urządzeń prądu stałego do spawania metodą tig. logistyka 6/2014. [24] szromek a.r., krajewska-siuda e.: koncepcja klasyfikacji diagnostycznej dzieci z niskorosłością i jej ekonomiczne implikacje: ilościowe modele klasyfikacyjne w diagnostyce medycznej. wydawnictwo politechniki śląskiej, gliwice 2008. [25] białek m., rutkowska j., wieczorek p., białek a.: ocena jakości żywieniowej frakcji tłuszczowej wyrobów cukierniczych typu baton przeznaczonych dla dzieci. problemy higieny i epidemiologii 2/2015. [26] chudy-laskowska k., wierzbińska m.: analiza infrastruktury transportowej w polsce-wyniki badań. logistyka 3/2011. [27] młynarczuk m., ładniak m.: wykorzystanie metod sztucznej inteligencji do wyszukiwania obrazem wybranych struktur skał. przegląd górniczy 3/2014. [28] kołodziejczak m.: typologia krajów unii europejskiej ze względu na znaczenie i poziom korzystania z usług weterynaryjnych w rolnictwie. zeszyty naukowe szkoły głównej gospodarstwa wiejskiego w warszawie. problemy rolnictwa światowego 1/2015. 201305_pspaw_2u5a.pdf 13przegląd spawalnictwa 5/2013 maciej cader grzegorz kowalski prototyp systemu do diagnostyki kotłów energetycznych dużej mocy prototype system for diagnostic of high power boilers streszczenie diagnostyka ścian paleniska kotłów energetycznych dużej mocy obecnie jest wykonywana z wózków liniowych lub rusztowań. operator dokonuje ręcznego pomiaru zużycia w wytypowanych punktach pomiarowych, których może być nawet 20 000. w odpowiedzi na obecną metodę pomiaru w przemysłowym instytucie automatyki i pomiarów piap trwają prace nad prototypem systemu do zautomatyzowanej diagnostyki ścian palenisk. w skład systemu wchodzi robot wspinający się, konsola sterująca oraz oprogramowanie sterujące i realizujące obróbkę danych pozyskanych od robota. przedstawiono wyniki opracowań oraz pierwszych testów systemu. abstract nowadays, diagnostics of high-energy boilers’ walls is carried out mainly from scaffoldings. servicemen carry out manual measurements of the use of the boiler in selected points, which can be up to 20 000. in response to the current method of measuring the industrial research institute for automation and measurements piap is working on a prototype system for automated diagnostic of boilers’ walls. the system consists of the climbing robot, control console and software for control and processing data obtained by the robot. the results of studies and the first tests of the system are presented in the paper. mgr inż. maciej cader, mgr inż. grzegorz kowalski – przemysłowy instytut automatyki i pomiarów, warszawa. diagnostyka paleniska kotłów energetycznych dużej mocy diagnostyka paleniska kotłów dużej mocy jest wykonywana z rusztowań lub wózków linowych przy użyciu ręcznych przyrządów pomiarowych. praca, podczas której trzeba wykonać nawet do 20 tys. pomiarów w wyznaczonych punktach pomiarowych, jest bardzo wyczerpująca i naraża ludzi prowadzących badania techniczne nie tylko na niebezpieczeństwo, ale również szereg błędów wynikających z jej specyfiki. przestrzeń paleniska w kotle jest otwarta i dostępna. jego ściany zaprezentowane na rysunku 1 są zbudowane z pionowych rur, połączonych ze sobą za pomocą separatorów (rys. 2). rys. 1. ściana kotła energetycznego bp-1150 w opolu, podczas remontu fig. 1. the wall of high power boiler – bp-1150 in opole, during the renovation rys. 2. sposób łącznia rur palenisk kotłów energetycznych dużej mocy: a) szkic, b) wycinek ściany fig. 2. the way of connections of high power boilers pipes: a) draft, b) section of the wal a) b) 14 przegląd spawalnictwa 5/2013 tradycyjnie diagnostyka ścian paleniska kotłów energetycznych polega na dokonaniu serii pomiarów zużycia rur paleniska (zmniejszenia wartości promienia r w stosunku do wartości początkowej) w wyznaczonych punktach pomiarowych (rys. 3). w przypadku wykrycia niedopuszczalnej grubości rury w danym punkcie pomiarowym wycina się fragment ściany (jest to z reguły wycięcie powierzchni nawet kilkudziesięciu metrów kwadratowych) i dokonuje wymiany. obecnie diagnostyka jest prowadzona za pomocą grubościomierzy ultradźwiękowych. dokonywane są również oględziny, które mają na celu zgrubną ocenę zużycia i ocenę stanu technicznego ścian. od precyzji i rzetelności badań diagnostycznych zależy zakres remontu kotła, a w rezultacie często międzyremontowy czas pracy. warto zauważyć, że ze względu na zapewnienie sprawnego przeznaczenia ciepła ze strefy paleniska kotła do wnętrza rur naściennych prowadzących wodę i parę, grubość ścianek rur musi być niewielka – ok. 5 mm. uwzględniając fakt, że wewnętrzne ciśnienie jest wysokie i może nawet 200 razy przekraczać ciśnienie atmosferyczne, okazuje się, że dopuszczalny zakres strat grubości ścianki wynosi niewiele ponad 2 mm. to z kolei pokazuje, jak dokładne i przy tym odpowiednio lokalizowane powinny być punkty pomiarowe, aby ostateczna ekspertyza odzwierciedlała faktyczny stan techniczny kotła. ogólnie przyjęto dopuszczalną precyzję urządzeń pomiarowych na poziomie nie gorszym niż 0,1 mm. badanie grubości ścianek rur ekranowych jest oczywiście tylko jedną z wielu ocen, jakim poddaje się konstrukcję kotła podczas badań przed remontem. inne to np.: badanie spoin, obserwacje wżerów na powierzchni rur, badania metalograficzne [1]. nowy system do diagnostyki ścian paleniska kotłów energetycznych w odpowiedzi na obecną metodę diagnostyki kotłów energetycznych w przemysłowym instytucie automatyki i pomiarów w warszawie podjęto prace mające na celu opracowanie prototypu systemu do diagnostyki quasi-ciągłej ścian paleniska kotłów energetycznych dużej mocy. w skład systemu wchodzi wspinający się robot mobilny oraz specjalnie wzmacniany laptop przemysłowy, będący konsolą sterującą robota [2]. oprogramowanie sterujące i diagnostyczne zostało opracowane w piap specjalnie do celów obsługi robota i wykonywania pomiarów. operator, sterując robotem, uruchamia odpowiednie bloki programowe zapisane we wbudowanym w robota sterowniku. bloki zawierają procedury bazowe, dzięki którym robot może realizować ruchy w charakterystycznych kierunkach (góra, dół, prawo, lewo oraz obroty w prawo i w lewo w płaszczyźnie ściany). do stworzenia interfejsu pomiędzy robotem i laptopem sterującym użyto systemu scada (supervisory control and data acquisition), który umożliwia nadzorowanie przebiegu procesów i sterowanie nimi oraz daje możliwość stworzenia własnego interfejsu graficznego. dzięki stworzonemu systemowi komunikacji operator może w łatwy, szybki i intuicyjny sposób sterować robotem, ale również może w równie prosty sposób modyfikować procedury sterowania i oprogramowanie. konstrukcja robota wynika z założeń, jakie powinien spełniać: przenoszenie dwóch kamer, elektroniki sterującej wraz z czujnikami stanu robota, akumulatorów, czujnika/czujników pomiaru zużycia wierzchniej warstwy rur paleniska i oświetlenia. do ww. wymagań należy dodać, że robot w założeniach otrzymanych od przedstawicieli elektrowni powinien wykonać pełną diagnostykę wybranych obszarów paleniska – czterech ścian od podstawy do założonej wysokości sięgającej nawet 50 m, w czasie nie dłuższym niż 96 godzin, z dokładnością szacowania zużycia rury ok. 0,1 mm. ważne jest również zagęszczenie rozstawu punktów pomiarowych (odstępu pomiędzy punktami pomiarowymi) do 200 mm, co wyznacza dokładność pozycjonowania robota. w związku ze specyfiką budowy paleniska zadecydowano, że robot będzie poruszał się liniowo w pionie i poziomie, natomiast ścian będzie się chwytał za pomocą chwytaków magnetycznych. zarówno ruchy napędów głównych robota, jak i przełączanie pola magnesów realizowane są za pomocą pneumatycznych napędów liniowych i obrotowych. dzięki zastosowaniu układu ruchowego opartego na pneumatyce zwiększono czas pracy robota, który wykorzystując przemysłową instalację sprężonego powietrza, oszczędza energię akumulatorową, potrzebną do zasilania układów komunikacyjnych i diagnostycznych [2]. w zależności od wersji prototypu robota opracowano różne wersje układu napędowego do testów [3]. pierwszy prototyp robota był wyposażony w układ trzech bloków po dwa chwytaki magnetyczne każdy (rys. 4). w obecnie wykonanym prototypie dokonano przełomowych zmian, od miniaturyzacji elektroniki, konstrukcji nośnej, redukcji liczby chwytaków do dwóch, aż po nowy ergonomiczny design, który oprócz nowoczesnego wyglądu ułatwia przenoszenie rys. 3. przykłady oznaczenia punktów pomiarowych na ścianie paleniska kotła fig. 3. examples of marking of the measuring points on the boiler furnace wall 15przegląd spawalnictwa 5/2013 i mocowanie robota na ścianie (rys. 5). aktualnie trwają prace nad całkowitym wyeliminowaniem chwytaków magnetycznych na rzecz innego rozwiązania konstrukcyjnego układu napędowego robota. aktualna wersja prototypu bez chwytaków nie może zostać zaprezentowana w niniejszym artykule ze względu na trwające procedury patentowe. sposób wykonywania pomiarów przez system badanie całego półprofilu rury, narażonego na wysoką temperaturę oraz oddziaływania erozyjne i korozyjne podczas spalania węgla, daje możliwość bardziej precyzyjnego opisu stanu zużycia rur, co podnosi jakość ekspertyzy. podczas prac nad prototypem systemu przetestowano i/lub wykonano różnego rodzaju czujniki – skanery (laserowe), umożliwiające wykonanie diagnostyki. głównym założeniem pomiaru jest analiza obrysu powierzchni rur i prognozowanie ich zużycia na podstawie porównania z obrysem wzorcowym. pomiar jest dokonywany przez naświetlenie rury wiązką laserową (rys. 6), po czym wykonywane są operacje matematyczne obróbki profilu wyznaczonego przez wiązkę i porównanie jej ze wzorcem. ostatecznie do operatora trafia informacja o ubytku w grubości rury i kącie pomiaru oraz lokalizacji tego ubytku (rys. 7). operator, oglądając wyniki rys. 4. model cad pierwszego prototypu robota fig. 4. the cad model of the first climbing robots prototype rys. 5. najnowszy prototyp robota czwartej generacji podczas testów w ec turów w bogatyni fig. 5. the latest fourth-generation robot prototype during testing in ec turow in bogatynia rys. 6. wiązka skanera laserowego zamontowanego do robota mierzącego zużycie powierzchni rur fig. 6. beam laser scanner mounted to the robot measuring pipe surface wear rys. 7. oprogramowanie diagnostyczne współpracujące z modułem pomiarowym znajdującym się w robocie: a) zmierzony profil rury przed obróbką, b) profil po obróbkach wraz z wynikami pomiaru zużycia grubości rury fig. 7. diagnostic software interfacing: a) the measured profile of the pipe before treatment, b) the profile after treatments and the results of measuring wear pipe thickness a) b) 16 przegląd spawalnictwa 5/2013 sam może sterować kątem pomiaru ubytku, dzięki czemu możliwe jest pozyskanie informacji o zużyciu rury w każdym punkcie jej profilu. robot może zmierzyć zużycie rur w kotłach fluidalnych i pyłowych. w kotłach pyłowych, w przeciwieństwie do fluidalnych, rury są niejako omiatane przez cyrkulujące w kotle spaliny, co sprawia, że ich zużycie nie jest równomierne względem osi, więc znajomość kąta pomiaru zużycia jest bardzo istotna (rys. 8). na obecnym etapie testów urządzeń pomiarowych nie ustalono jeszcze, z jaką rozdzielczością robot w wersji komercyjnej będzie mógł mierzyć zużycie ścian paleniska. zaletą proponowanego przez piap podejścia do diagnostyki jest, oprócz quasi-ciągłego, bezdotykowego pomiaru, także możliwość tworzenia dokładniejszych baz danych zawierających opis stanu kotła i wykorzystanie tej możliwości do tworzenia wirtualnych modeli komputerowych odwzorowujących stan faktyczny kotła. przykładowe dane ze skanera poddane dalszej obróbce zaprezentowano poniżej. na rysunku 9 pokazano wyniki testów komputerowych wirtualnego obiektu przedstawiającego wycinek powierzchni ściany kotła, pozyskanego za pomocą dwóch kadrów kamery stereoskopowej. na rysunku 10 pokazano inny sposób wizualizacji danych ze skanera laserowego. wirtualny obiekt można poddawać badaniom niezależnie od innych badań (bieżących badań kotła), co jest cennym uzupełnieniem możliwym do wykorzystania już po zakończeniu remontu kotła. testy systemu prace nad konstrukcją robota są wspomagane symulacjami komputerowymi wykonywanymi m.in. w środowiskach matlab (testy układu sterującego), ansys (testy dynamiki) i adams (testy wytrzymałościowe). w symulacjach układu ruchowego wykorzystywane jest również firmowe oprogramowanie producenta stosowanych w robocie napędów pneumatycznych – firmy festo. oprogramowanie propneu pozwala badać dynamikę zastosowanych w robocie siłowników, natomiast program fluidsim rozszerza symulację na układy pneumatyczne sterowane bezpośrednio lub za pomocą sterowników plc [4]. równolegle z podstawowymi pracami nad zrobotyzowanym systemem są prowadzone prace studialne nad funkcjonalnością rys. 8. przekrój poprzeczny przez rurę – niesymetryczne zużycie rur w kotle pyłowym, spowodowane przez cyrkulacje wkładu kotła. fig. 8. the cross-section through a pipe unbalanced wear pipe in the pulverized coal boiler, the contribution caused by the circulation of the boiler rys. 9. komputerowa obróbka danych z dwóch kamer – obraz stereoskopowy wycinka ściany kotła fig. 9. computer processing of data from the two cameras – a stereoscopic image slice boiler wall rys. 10. wizualizacja pomiarów wykonywanych na wirtualnym obiekcie, powstałym przez obróbkę skanów laserowych fig. 10. visualization of measurements on a virtual object created by processing the laser scanner scans 17przegląd spawalnictwa 5/2013 i ergonomią robota. dotychczas prototypy robota testowano podczas prób obiektowych w ec siersza, ec opole, ec katowice oraz ec turów w bogatyni. celem prób obiektowych są przede wszystkim badania dynamiki konstrukcji robota w docelowym środowisku jego pracy. analizowane są wielkości i przyczyny ew. poślizgów, wpływ szybkości przemieszczania się robota na jakość sterowania i wykonywanie pomiarów oraz tarcie pomiędzy stopami robota i powierzchnią ścian rur. w 2010 roku w bogatyni w ec turów dokonano literatura [1] borkowicz z., będkowski j., cader m., kowalski g.: spider – a mobile robot for industry, in proceedings of the 5th workshop on european scientific and industrial collaboration on promoting advanced technologies in manufacturing (wesic’2007), warsaw, poland, 2007. [2] borkowicz z., cader m.: zrobotyzowany system do badania zużycia energetycznych kotłów dużej mocy, energetyka, 2008, nr 10. pierwszego pomiaru zużycia niewielkiego kawałka ściany paleniska. wyniki pomiarów były obiecujące, wyciągnięto także wiele wniosków dotyczących wprowadzenia modyfikacji konstrukcji robota pod kątem zwiększenia dokładności pomiarów i zmniejszenia jego dynamiki. obecnie trwają prace nad wytypowaniem i/lub opracowaniem docelowego modułu pomiarowego oraz opracowaniem konstrukcji robota, w której chwytaki magnetyczne zostaną zastąpione przez inne moduły układu ruchu. [3] kowalski g., borkowicz z., cader m.: evolution of the industrial mobile inspection. [4] robot spider: tehnomus xv, suceava, romania, 2009. [5] kowalski g., cader m., borkowicz z.: wykorzystanie symulacji komputerowych w procesie projektowania mobilnych robotów inspekcyjnych, pomiary, automatyka, robotyka, 2010, nr 2. urządzenie chroniące drogi oddechowe kemppi freshair fiński producent urządzeń spawalniczych kemppi oy wprowadził na rynek rodzinę nowych urządzeń chroniących drogi oddechowe spawacza. zostały one zaprojektowane w taki sposób, aby chronić zdrowie i zapewnić komfort użytkowania. wybór obejmuje dwa modele kasków: beta 90 freshair i delta 90 freshair oraz dwa systemy dostarczania powietrza – pierwszy zestaw freshair zasilany bateryjnie zapewnia spawaczowi pełną mobilność, a drugi, zawierający zawór regulacyjny, uzdatnia powietrze z lokalnego żródła. chłodne i czyste powietrze jest filtrowane i kierowane na twarz spawacza, a regulowane, materiałowe uszczelnienie twarzy sprawia, że spawacz może przez cały dzień bezpiecznie i łatwo oddychać. ponieważ wewnątrz przyłbicy panuje nadciśnienie, wszelkie szkodliwe opary spawalnicze lub pyły unoszące się w powietrzu pozostają na zewnątrz. obieg powietrza zapobiega osadzaniu się pary na filtrze. beta 90 freshair to lekki kask chroniący spawacza przed oparami i kurzem, które powstają podczas spawania i szlifowania. zaprojektowana dla spawaczy pracujących w różnych pozycjach beta freshair zapewnia jeszcze lepszą ochronę oczu, twarzy i płuc. wielopunktowe nagłowie gwarantuje idealne dopasowanie i wygodę, a podnoszony filtry ochronnego o trzystopniowym zaciemnieniu sprawia, że spawanie, sczepianie i szlifowanie są łatwe i bezpieczne. dodatkowo przyłbica jest wyposażona w deflektor, nowości techniczne chroniący użytkownika podczas spawania pułapowego. na komfort i bezpieczeństwo wpływa również dwuwarstwowa konstrukcja wizjera, która ogranicza przenikanie ciepła do twarzy spawacza. delta 90 freshair to wytrzymała przyłbica zapewniająca wszechstronną ochronę podczas spawania w skrajnych warunkach, np. w stoczniach, kopalniach czy na budowach. oprócz ochrony twarzy, głowy i dróg oddechowych, przyłbicę delta 90 fresh air można dodatkowo wyposażyć w wysokiej jakości nauszniki. aby uzyskać więcej informacji dotyczących produktów kemppi freshair, prosimy skontaktować się z przedstawicielem lub dealerem kemppi. pełna lista dealerów kemppi znajduje się na stronie www.kemppi.pl. ps 8 2016 www.pdf 65przegląd  spawalnictwa       vol. 88 8/2016 plan spawania boku kabiny ciągnika rolniczego plan of welding the side of the cab of the farm tractor dr hab. inż. jacek słania, prof. pcz; mgr inż. sławomir próchniak – politechnika częstochowska. autor korespondencyjny/corresponding author: jacek.słania@is.gliwice.pl streszczenie przedstawiono plan spawania boku kabiny ciągnika rolniczego. omówiono kolejne etapy tego planu obejmujące wykaz elementów do spawania, cykl spawania, kolejność montażu w przyrządzie spawalniczym, spoiny o podwyższonych wymaganiach, kolejność spawania oraz kontrolę w toku produkcji. plan spawania oparto na poglądowych trójwymiarowych rysunkach spawanego elementu. słowa kluczowe: spawanie, plan spawania, cykl spawania, kontrola jakości abstract a plan of welding the side of the farm tractor’s cab is presented in the above article. following stages of this plan, including a list of components for welding, welding cycle, an order of assembly in the welding device, welds with high requirements, welding sequence and the control during production are discussed. the plan of welding is based ons illustrative three-dimensional drawings of the welded element. keywords:  welding, welding plan, welding cycle, quality control wstęp w niniejszym opracowaniu przedstawiono plan spawania boku kabiny ciągnika rolniczego. celem planu spawania jest zapewnienie wysokiej jakości zarówno złączy spawanych jak i kompletnego wyrobu spawanego, zminimalizowanie błędów oraz ułatwienie prac spawalniczych poprzez dokładne określenie czynności, co niesie za sobą usprawnienie prac związanych z opisanym detalem [1÷18]. kompletny detal spawany jest z części i podzespołów (przygotowanych w poprzednich operacjach) wykonanych ze stali s355mc. jacek słania, sławomir próchniak na rysunku 1 przedstawiono rysunek złożeniowy rozpatrywanego boku kabiny. wykaz elementów do spawania w skład gotowego wyrobu wchodzi 9 części (tabl. i, rys. 2). wszystkie wymienione części muszą być zgromadzone i przygotowane przed przystąpieniem do kolejnych etapów pracy. przeglad welding technology review rys. 1. rysunek złożeniowy boku kabiny ciągnika rolniczego fig. 1. an assembly drawing of the side of the cab of the farm tractor nr   zespołu: l.p. nr   części: nazwa   części: liczba  szt.: 0.abc.12.315 1 0. abc.12.320 belka przednia 1 2 0. abc.12.321 belka nadkola 1 3 0. abc.12.322 belka sufitowa 1 4 0. abc.12.323 belka tylna 1 5 0. abc.12.324 próg 1 6 0. abc.12.325 uchwyt ze wspornikiem lusterka 1 7 0. abc.12.326 zamek 1 8 0. abc.12.327 wzmocnienie narożne 1 1 9 0. abc.12.328 wzmocnienie narożne 2 2 tablica i. zestawienie tabelaryczne części i podzespołów do spawania table i. the summary table of parts and components used for welding 66 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 8/2016 rys. 2. rzut aksonometryczny boku kabiny z oznaczonymi częściami składowymi fig. 2. an axonometric projection of the side of the cab with marked components cykl spawania cykl spawania obejmuje: – usunięcie oleju, rdzy i innych zanieczyszczeń z elementów przed spawaniem. – kontrolę liczby elementów do zespawania wg wykazu planu operacyjnego. – stosowanie zgodnie z wps – parametrów spawania i wskazań do spawania. – zachowanie wymiarów spoin zgodne z rysunkiem konstrukcyjnym. – czyszczenie odprysków po spawaniu. – kontrolę wyrób wg karty kontroli. kolejność montażu części/podzespołów  w przyrządzie spawalniczym kolejność montażu części w przyrządzie spawalniczym (rys. 3). kolejność ta jest istotna ze względu na zachowanie określonego bazowania elementów oraz wyeliminowanie błędów montażowych. rys.  3.  kolejność montażu części/podzespołów boku kabiny w przyrządzie spawalniczym fig.  3. a sequence of assembling parts/components of the side of the cab in the welding device mapa spoin o podwyższonych wymaganiach na rysunku 4 oznaczono spoiny, dla których zostały określone podwyższone wymagania. są to spoiny mające istotny wpływ na wytrzymałość kompletnej kabiny podczas testów zderzeniowych. ponadto określony został dla nich poziom c jakości niezgodności spawalniczych wg pn-en iso 5817. spoiny te podlegają dodatkowym badaniom ndt przez dział kontroli jakości (100% spoin oznaczonych jako spoiny o podwyższonych wymaganiach przechodzi badania wizualne i badania penetracyjne). rys. 4. spoiny o podwyższonych wymaganiach fig. 4. welds with increased requirements kolejność spawania kolejność układania spoin (rys. 5) oraz rodzaje spoin i przypisane do nich numery instrukcji technologicznych spawania (wps). zachowanie określonej kolejności spawania ma istotny wpływ na dokładność wymiarową detalu – wyeliminowanie lub zminimalizowanie odkształceń spawalniczych, ponadto kolejność ta uwzględnia ustawienia przyrządu spawalniczego zapewniające wykonywanie spawania w pozycjach „dogodnych”. rys.  5.  kolejność spawania boku kabiny ciągnika fig. 5. a sequence of welding the side of the cab kontrola w toku produkcji podano tu wytyczne dotyczące kontroli podczas spawania i gotowego oraz określono nazwy i numery dokumentów związanych. kontrolować w trakcie wykonywania serii produkcyjnej i potwierdzić na karcie kontroli: a. spoiny o podwyższonych wymaganiach wg instrukcji kontroli nr abc 1, b. ocena w obszarze spawania: – spoiny o podwyższonych wymaganiach wg instrukcji kontroli nr abc 2, – brak spoiny niedopuszczalny, – wadliwy ściegniedopuszczalny, – niekompletne wypełnienieniedopuszczalne, – pory niedopuszczalne, – wadliwe połączenie niedopuszczalne, – odpryski spawalnicze na powierzchniach przyszybowych – niedopuszczalne. b. inne: – zgodność parametrów z wps, – kompletność elementów po spawaniu. załączniki (karta kontroli) karta kontroli stanowi integralną część planu spawania i całego procesu wytwarzania wyrobu. określone są w niej wszystkie elementy kontrolowane i zapisy dotyczące jakości. 67przegląd  spawalnictwa       vol. 88 8/2016 podsumowanie przedstawiony plan spawania stanowi przykład opracowywania uproszczonych planów w przypadku spawania dużych serii wyrobów np. w przemyśle samochodowym lub maszyn rolniczych. obejmuje podstawowe elementy technologiczne dotyczące montażu w oprzyrządowaniu spawalniczym, kolejności wykonywania spoin, wymagań jakościowych dotyczących spoin oraz zapisów wyników kontroli. literatura [1] słania j.: skóra j.: plan spawania wymiennika ciepła chłodzonego powietrzem przegląd spawalnictwa nr 2/2011,str. 19-26. [2] słania j.: plany spawania. teoria i praktyka. agenda wydawnicza simp, warszawa 2013. [3] słania j.: plan technologiczny spawania płyty gąsienicowej. przegląd spawalnictwa, 2010, nr 3, str. 16-25. [4] słania j., kaczor t.: plan spawania zbiornika ciśnieniowego. przegląd spawalnictwa, 2010, nr 4, str. 9-18. [5] słania j., kwiecień l., jarosiński j.: plan spawania kotłów płomienicowo płomieniówkowych. przegląd spawalnictwa, 2010, nr 6, str. 32-40. [6] słania j., skóra j.: plan spawania wymiennika ciepła chłodzonego powietrzem. przegląd spawalnictwa 2011, nr 2, str. 16-22. [7] słania j.: plan spawania carg płaszcza pieca obrotowego. przegląd spawalnictwa 2011, nr 2, str. 36-41. [8] słania j., wodecki d.: plan spawania belki poprzecznej dźwigu. przegląd spawalnictwa 2011, nr 2, str. 30-35. [9] słania j.: istota planów spawania. przegląd spawalnictwa 2011, nr 2, str. 3-9. [10] słania j.: plan spawania napraw bieżących kotłów parowych, wodnych i stałych zbiorników ciśnieniowych. przegląd spawalnictwa 2011, nr 2, str. 22-30. [11] słania j., kwiecień l., jarosiński j.: kotły płomienicowo – płomieniówkowe – plan spawania oraz kontroli i badań. dozór techniczny 2011, nr 2, str. 35-41. [12] słania j., chomiuk s., dadak r.: plan spawania dla konstrukcji uzupełniającej trawresy. przegląd spawalnictwa 2012, nr 2, str. 3-6. [13] słania j., marcinkiewicz h., kiełbik m.: plan spawania elementu obudowy kopalnianej – osłony odzawałowej. przegląd spawalnictwa 2012, nr 2, str. 6-16. [14] słania j., fryc h.: spawanie pojazdów szynowych plany spawania. przegląd spawalnictwa 2012, nr 2, str. 16-20. [15] słania j.: plan spawania stalowej kładki dla pieszych i. przegląd spawalnictwa 2012, nr 2, str. 20-24. [16] słania j.: plan spawania stalowej kładki dla pieszych ii. przegląd spawalnictwa 2012, nr 2, str. 24-26. [17] słania j., urbańczyk p.: technologia wytwarzania oraz plan kontroli jakości przegrzewacza pary kotła parowego wg pn-en 12952-5. przegląd spawalnictwa 2012, nr 5, str. 29-41. [18] chromik d., słania j.: plan spawania ciśnieniowego zespołu rurowego. przegląd spawalnictwa 2012, nr 11, str. 29-32. ps 4 2016 www hr.pdf 16 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 4/2016 ocena mikrotwardości oraz własności wytrzymałościowych  trimetalu aa2519-aa1050-ti6al4v   po różnych obróbkach cieplnych evaluation of microhardness and strength properties of trimetalic composite aa2519-aa1050-ti6al4v after various heat treatments mgr inż. michał najwer; dr hab. inż. piotr niesłony – politechnika opolska. autor korespondencyjny/corresponding author: michal1656@gazeta.pl streszczenie w artykule przedstawiono wyniki badań trimetalu aa2519aa1050-ti6al4v połączonego metodą zgrzewania wybuchowego. określono charakterystykę gięcia blach z trimetalu w stanie surowym, po wyżarzaniu w temperaturze 530 °c przez 120 minut, oraz po wyżarzaniu z dodatkowym starzeniem w 165 °c przez 600 minut. dla otrzymanych w taki sposób próbek przeprowadzono próby gięcia zgodnie z astm e-290-14 oraz analizę zmian mikrotwardości w złączu platerowanym. na podstawie przeprowadzonych badań stwierdzono, że zastosowane obróbki cieplne zwiększają, w różnym stopniu, wytrzymałość trimetalu oraz twardość poszczególnych jego warstw. największy wzrost wytrzymałości jak i mikrotwardości uzyskano po wyżarzaniu z dodatkowym starzeniem. słowa  kluczowe: zgrzewanie wybuchowe; próba gięcia; ti6al4v; aa2519 abstract the article presents results of tests of the trimetalic joint aa2519-aa1050-ti6al4v performed by explosive welding. shown characteristics of bending of trimetal in a raw state, after annealing at 530 °c for 120 minutes and annealing with additionally aging at 165 °c for 600 minutes. for the obtained specimens were performed bending tests acc. to astm e-290-14 and analysis of microhardness changes in the joint. performed studies shown that the applied heat treatments increases, in varying degrees, strength and microhardness of each layer of trimetal. the largest increase of strength and microhardness was obtained after annealing with additional aging. keywords: explosive welding; bend test; ti6al4v; aa2519 wstęp zgrzewanie wybuchowe jest metodą pozwalającą na łączenie materiałów o zróżnicowanych właściwościach fizykochemicznych takich jak gęstość, temperatura topnienia, aktywność chemiczna, dla których inne metody spajania nie znajdują zastosowania [1,2]. wysokoenergetyczny proces łączenia wprowadza do struktury nowego, wielowarstwowego materiału niekorzystne naprężenia i umocnienie, co negatywnie wpływa na właściwości użytkowe i ogranicza możliwości jego dalszego kształtowania metodami przeróbki plastycznej, czy obróbki ubytkowej [3]. w celu poprawienia własności wytrzymałościowych oraz skrawalności zaleca się wykonanie obróbek cieplnych. w przypadku połączenia trimetalu: stop aluminium 2519 + aluminium1050 + stop tytanu ti6al4v, istotnym jest dobór parametrów obróbki cieplnej, takich jak temperatura wyżarzania oraz prędkość chłodzenia. ze względu na specyfikę platerów wymagane jest, aby temperatura obróbki cieplnej takich wielowarstwowych konglomeratów była niższa niż temperatura przejścia w stan ciekły warstwy o najniższej temperaturze topnienia. michał najwer, piotr niesłony analizowany w tym artykule trimetal ma znaleźć swoje zastosowanie jako materiał na wysokowytrzymałe a jednocześnie lekkie osłony w przemyśle lotniczym, wojskowym, bądź w aeronautyce. proces technologiczny ich wytwarzania wymaga dopasowania formatów blach do szkieletu konstrukcji. w tym celu najczęściej stosuje się przeróbkę plastyczną, głównie tłoczenie, oraz wiercenie otworów pod śruby, czy nity. głównym problemem technologicznym jest słaba plastyczność stopu aluminium 2519 [4], przez co mogą występować problemy z formowaniem tego typu trimetalu. ponadto mała wytrzymałość tego stopu, w porównaniu ze stopem tytanu ti6al4v, dodatkowo negatywnie wpływa na wypadkową wytrzymałość plateru. z tego też powodu zaproponowano zastosowanie obróbek cieplnych, które mają wpłynąć na poprawę wytrzymałościowych charakterystyk trimetalu. techniki badawcze materiał do badań w ramach realizowanych badań wytworzono metodą wysokoenergetyczną trójwarstwowy plater składający się przeglad welding technology review 17przegląd  spawalnictwa       vol. 88 4/2016 z materiału podstawowego będącego blachą ze stopu tytanu ti6al4v o grubości 5 mm, z międzywarstwy technologicznej z aluminium aa1050 o grubości 1 mm oraz materiału nakładanego ze stopu aluminium aa2519 o grubości 5 mm. własności mechaniczne poszczególnych warstw zostały przedstawione w tabeli i. materiały zostały połączone w jednym akcie strzałowym, a przeprowadzone ultradźwiękowe badanie ciągłości złącza wykazało 95% połączenia zgrzewanych blach. z wykonanego elementu wycięto próbki o wymiarach 210 x 24 x 11 mm, które poddano zaplanowanym obróbkom cieplnym. parametry obróbek cieplnych wraz z oznaczeniami próbek zostały przedstawione w tabeli ii. technologiczna próba gięcia technologiczną próbę gięcia prowadzono na maszynie wytrzymałościowej zgodnie z astm e-290-14 [5], przy użyciu specjalnego trzpienia o wymiarach jak na rysunku 1a. schemat stanowiska do próby gięcia wraz z zdjęciem stanowiska rzeczywistego został przedstawiony na rysunku 1. badania prowadzono z sześcioma powtórzeniami, przy założeniu rozciągania warstwy tytanowej. miało to na celu zasymulowanie formowania takich platerów np. metodą tłoczenia. materiał rm, mpa rp0,2, mpa a, % aa2519 430 355 15 aa1050 125 85 12 aa1050 860 758 10 tablica i. własności mechaniczne łączonych materiałów table i. mechanical properties of joined materials próbka nagrzewanie wyżarzanie chłodzenie temp., °c czas, min rm bez obróbki cieplnej ht1 wsad materiału do pieca nagrzanego do temperatury 530 °c 530 120 woda ht2 woda* * dodatkowe starzenie w temperaturze 165°c przez 600 minut. tablica ii. własności mechaniczne łączonych materiałów table ii. mechanical properties of joined materials   a)   b) rys. 1. technologiczna próba gięcia: a) schemat stanowiska wraz z charakterystycznymi wymiarami technologicznymi [5], b) zdjęcie rzeczywistego stanowiska podczas próby gięcia fig.  1. bend test: a) scheme of test-position with characteristic dimensions [5], b) picture of test-position during bend test wyniki eksperymentu podczas technologicznych prób gięcia z ściskaną warstwą ze stopu aluminium mierzono, w trybie „in-process”, siłę gięcia oraz przemieszczenie penetratora. na tej podstawie możliwe było wyliczenie aktualnego kąta wygięcia próbki. przykładowy wykres przebiegu tak zdefiniowanej próby gięcia dla próbek z trimetalu w stanie surowym (rm) przedstawiono na rysunku 2. powtarzalność uzyskanych wyników pomiaru jest bardzo dobra, co można zaobserwować na wykresie analizując wybrane punkty pomiarowe. sam proces gięcia można podzielić na trzy strefy. w strefie a, po ustabilizowaniu się układu, wyraźnie zaobserwowano monotoniczny, jednostajny wzrost siły gięcia w funkcji kąta wygięcia próbki. strefa b charakteryzuje się pewnymi fluktuacjami siły gięcia, co może być związane z przewężeniem warstwy rozciąganego materiału oraz rozpoczęciem procesu przeginania próbki i jej wtłaczaniem ślizgowym w oprzyrządowanie testowe. ostatnia strefa c jednoznacznie związana jest z wyginaniem próbki wtłaczanej ślizgowo pomiędzy szczęki oprzyrządowania. wyraźnie widoczny efekt strefy poślizgu przedstawiono na rysunku 3. rys. 2. zmiana siły gięcia w funkcji kąta zgięcia badanych elementów dla próbek bez obróbki cieplnej rm fig. 2. change of bend force as a function of bend angle for specimens without heat treatment rm rys. 3. efekt strefy poślizgu zaobserwowany na zewnętrznej wyginanej warstwie trimetalu (stop tytanu) fig. 3. the effect of sliding area observed on the external, bended layer of trimetal (titanium alloy) 18 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 4/2016 wpływ obróbki cieplnej na wytrzymałość badanych blach z trimetalu przedstawiono na rysunku 4. rys. 4. wpływ obróbki cieplnej na zmiany siły gięcia w funkcji kąta zgięcia badanych próbek fig.  4. influence of heat treatment on change of bend force as a function of bend angle for all specimens próbki rm (rys. 4) wykazywały najmniejszą podatnością na zginanie. znaczący wzrost wytrzymałości obserwowano dla próbek ht1 oraz ht2. dla średniego kąta zgięcia 60° przyrost siły wynosił odpowiednio 4,5kn (26%) i 8kn (47%). obróbka cieplna wpłynęła również na skrócenie strefy a ocenianych przebiegów (obszaru o monotonicznym wzroście siły gięcia). zgodnie z oczekiwaniami wzrost wytrzymałości koreluje z skróceniem tego obszaru, co w analizowanym przypadku jest wyraźnie widoczne dla próbki ht2 (rysunek 4 – punkt i), gdzie koniec strefy a uzyskano dla około 78° kąta gięcia w przeciwieństwie dla próbek rm i ht1 (rysunek 4 – punkt ii), dla których parametr ten jest mniej wrażliwy, a wartość końca obszaru a plasowała się przy około 90° kąta gięcia. skrócenie obszaru a pociągnęło za sobą odpowiednie przemieszczenie końca strefy b, co przedstawiono na rysunku 4 za pomocą znaczników strzałkowych. dodatkowo, w celu oceny wytrzymałości na zginanie w stabilnym obszarze gięcia, wyliczono poszczególne gradienty przyrostu siły w funkcji kata zgięcia. najmniejszym gradientem równym 100 n/stopień charakteryzowały się próbki rm. rys. 5. wpływ obróbki cieplnej na zmiany mikrotwardości w badanych próbkach fig. 5. influence of heat treatment on change of microhardness for all specimens zastosowanie parametrów obróbki cieplnej, jak dla próbki ht1, spowodowało wzrost gradientu do wartości 130 n/stopień, a najwyższe wartości 133 n/stopień uzyskano dla ht2. ma to istotne znaczenie przy projektowaniu technologii kształtowania i obróbki takich materiałów. wiedza ta pozwala na zaprojektowanie w odpowiedniej kolejności etapów kształtowania takich platerów, aby obrabiać plastycznie blachy w podatne na kształtowanie (próbka rm) a procesy obróbki cieplnej (głównie jak dla próbek ht2) prowadzić przed obróbką skrawaniem. potwierdzeniem uzyskanych informacji o wytrzymałości na zginanie blach po różnej obróbce cieplnej jest rysunek 5, gdzie przedstawiono rozkład mikrotwardości hv0.1 w przekroju poprzecznym dla poszczególnych typów próbek. wyraźnie zaobserwowano, że dla próbki ht2 mikrotwardość zarówno w warstwie stopu tytanu jak i aluminium wzrosła w odniesieniu do próbek rm. starzenie spowodowało dosyć istotny wzrost twardości dla ti6al4v, co jest ciekawym efektem możliwym do wykorzystania przy konstruowaniu lekkich i wysokowytrzymałych jak i twardych elementów maszyn. literatura [1] walczak w.: zgrzewanie wybuchowe metali i jego zastosowanie. wydawnictwo naukowo-techniczne. warszawa 1989. [2] dyja h., maranda a., trąbiński r.: zastosowanie technologii wybuchowych w inżynierii materiałowej. politechnika częstochowska – wydawnictwo. częstochowa 2001. [3] pocica a., bański r., waindok p., szulc z., gałka a.: wpływ czasu obróbki cieplnej na własności bimetalu tytan-stal, xvi międzynarodowa konferencja ,,spawanie w energetyce”. opole-jarnołtówek 23-25 kwietnia 2008, opole 2008. [4] dobrzański l.: metalowe materiały inżynierskie. wydawnictwo naukowotechniczne. warszawa 2004 [5] astm e-290-14 standard test methods for bend testing of material for ductility. podsumowanie na podstawie przeprowadzonych badań eksperymentalnych można zdefiniować następujące spostrzeżenia: – zaproponowane warunki obróbki cieplnej wpływają w znaczący sposób na wytrzymałość na zginanie i twardość poszczególnych warstw badanego trimetalu; – najwyższą wytrzymałość na zginanie jak i odpowiednią twardość uzyskano dla obróbki cieplnej ht2 skojarzonej ze starzeniem; – możliwe jest wykorzystanie posiadanej wiedzy w celu odpowiedniego zaprojektowanie kolejności etapów kształtowania takich platerów, co pozwala na zarówno kształtowanie plastyczne tych blach jak i uzyskanie żądanej, podwyższonej wytrzymałości i twardości bez narażania się na zniszczenia mogące być skutkiem odkształceń związanych z prowadzonymi procesami wytwórczymi. badania.zostały.przeprowadzone.w.ramach.programu.badań.stosowanych.ncbir.dla.projektu.numer.pbs2/a5/35/2016.. zatytułowanego:.„nowe.zaawansowane.materiały.warstwowe.al-ti.o.podwyższonej.odporności.balistycznej.. na.konstrukcje.lotnicze.i.kosmiczne”,.realizacja.2013-2016 . ps 10 2016 www.pdf 16 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 warstwy nawęglane – korelacja oznaczeń  metodą prądów wirowych i pomiarów twardości carburized layers – correlation of indications by eddy current test and hardness measurements mgr inż. sylwester jończyk , mgr inż. adam kondej, mgr inż. michał baranowski, mgr inż. sylwia włodarczyk, tadeusz  samborski – instytut mechaniki precyzyjnej warszawa. autor korespondencyjny/corresponding author: sylwester.jonczyk@imp.edu.pl streszczenie w kontroli jakości wyrobów po obróbce cieplnej i cieplno-chemicznej stosowane są oznaczenia twardości powierzchniowej. w przypadku warstw nawęglanych pomiary twardości mogą być niewystarczające. istnieje bowiem ryzyko niewykrycia istotnych zmian struktury warstwy. celem pracy było zbadanie korelacji wyników oznaczeń twardości metodą prądów wirowych i pomiarów twardości metodą vickersa. przedmiotem badań były nawęglane próbki ze stali ams 6265, różniące się twardością warstwy: 700 hv0,5, 740 hv0,5, 780 hv0,5. grubość warstwy nawęglanej była jednakowa dla wszystkich próbek i wynosiła 1,2 mm. wyniki przeprowadzonych badań potwierdzają możliwość oceny twardości powierzchniowej warstw nawęglanych metodą prądów wirowych. słowa kluczowe: warstwy nawęglane; twardość powierzchniowa; prądy wirowe abstract in the quality control of products after heat treatment and thermo-chemical treatment indications of surface hardness are used. in the case of carburized layers, hardness measurements may be insufficient. there is a risk that significant changes in the structure of the layer will not be detected. the aim of the study was to investigate the correlation of indications results of the hardness by eddy current test and vickers hardness measurements. carburized samples from ams 6265 steel were tested, they had different surface hardness: 700 hv0,5, 740 hv0,5, 780 hv0,5. the thickness of the carburized layer was the same for all samples and it was 1,2 mm. the results of the study confirm the opportunity to evaluate the surface hardness of carburized layers by eddy current test. keywords: carburized layers; surface hardness; eddy current wprowadzenie w warunkach produkcyjnych, zgodnie z obowiązującymi normami, stosuje się kontrolę niszczącą wybranych wyrobów z danej partii produkcyjnej. nie gwarantuje to, że wszystkie wyroby z partii będą wolne od wad. niewykryte wady, np. strukturalne, mogą prowadzić do awarii podczas eksploatacji, co przedstawiono w pracach [1÷3]. w przypadku elementów szczególnie odpowiedzialnych, np. stosowanych w lotnictwie, wykonuje się kontrolę wszystkich wyrobów z zastosowaniem metod nieniszczących. w kontroli jakości wyrobów po obróbce cieplnej i cieplno-chemicznej stosowane są oznaczenia twardości powierzchniowej. oznaczenia te mają charakter punktowy. istnieje ryzyko niewykrycia istotnych zmian struktury tą metodą, zwłaszcza w przypadku zróżnicowanych strukturalnie warstw nawęglanych. nieniszcząca kontrola metodą prądów wirowych (et, eddy current testing) może stanowić uzupełnienie metod niszczących. w metodzie prądów wirowych sygnał pomiarowy jest uśredniony, pochodzi z większej powierzchni. pole powierzchni pomiarowej oraz głębokość wnikania prądów wirowych są zależne od konstrukcji miernika i sond pomiarowych oraz parametrów pomiaru. wielkość sygnału jest funkcją przewodności elektrycznej i przenikalności magnetycznej materiału badanego. jest to metoda porównawcza, wymagająca stosowania próbek odniesienia sylwester jończyk, adam kondej, michał baranowski, sylwia włodarczyk, tadeusz samborski przeglad welding technology review 17przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 i wzorcowania. jej zalety to: wysoka czułość, krótki czas pomiaru oraz możliwość automatyzacji w warunkach produkcyjnych. w pracach [3÷6] potwierdzono przydatność metody et do badań warstw hartowanych i azotowanych, z wykorzystaniem układu pomiarowego wirotest + sondy, produkcji imp. struktury warstw nawęglanych mogą być niejednorodne [7]. w badaniach warstw nawęglanych należy uwzględniać jakościową i ilościową ocenę struktury oraz twardość powierzchniową. istotna jest ocena zróżnicowania austenitu, węglików i struktur perlitycznych [8], ważna jest także twardość rdzenia. metody badania warstw nawęglanych są przedmiotem norm [8,9]. w pracy [10] pomiary wykonane na próbkach ze stali 16hg, nawęglanych w warunkach laboratoryjnych, wykazały zależność sygnału wiroprądowego od twardości (mierzonej na przekroju) oraz grubości warstwy. cel pracy celem pracy było zbadanie korelacji wyników oznaczeń twardości metodą prądów wirowych i pomiarów twardości powierzchniowej metodą vickersa. oznaczenia twardości metodą et wykonano przy różnych parametrach pomiaru. przedmiot badań przedmiotem badań było 6 próbek o wymiarach: ø32 mm, h = 11 mm, wykonanych ze stali ams 6265 (pn12h2n4a). próbki nawęglano w warunkach półtechnicznych, według parametrów producenta, dla których twardość po procesie powinna wynosić: 700 hv0,5, 740 hv0,5, 780 hv0,5, zaś grubość warstwy 1,2 mm. pomiary wykonywano po obu stronach próbek, których oznaczenia przedstawiono w tablicy i. tablica i. oznaczenia badanych próbek table i. marks of tested samples metodyka badań oznaczenia metodą prądów wirowych wykonywano wirotestem 302 (nr egzemplarza: 302/001/2007) wraz z sondami stykowymi o częstotliwości pracy od 3 khz do 4 mhz. próbka a/a była próbką wzorcową (próbką odniesienia), z którą porównywano pozostałe próbki. do dokładnego scharakteryzowania próbek wykonano pomiary twardości powierzchniowej metodą vickersa twardościomierzem struers durascan 70 przy obciążeniach: hv0,1, hv0,5, hv1, hv2, hv5. wyniki badań na rysunku 1 przedstawiono wyniki średnie oznaczeń wiroprądowych wykonanych czterema sondami na trzech badanych próbkach w zależności od twardości nominalnej próbek hv0,5, podanej przez dostawcę. rys. 1. zależność sygnału wirotestu z sondami o różnej częstotliwości pracy (dane średnie) od twardości nominalnej hv0,5 fig. 1. the dependence of the wirotest signal with different frequency probes (average data) and the nominal hv0,5 hardness zależność sygnału wirotestu, wyznaczonego czterema sondami, od twardości nominalnej próbek ma charakter prostoliniowy – na co wskazują linie trendu. kąt nachylenia linii trendu jest zależny od częstotliwości pracy sondy. badania potwierdziły zależność sygnału wiroprądowego od twardości hv0,5 badanych próbek o tej samej grubości nominalnej warstwy nawęglanej. na rysunku 2 zestawiono sygnały wirotestu po obu stronach 6 próbek. przedstawiono wyniki pomiarów sondami o częstotliwości nominalnej 3 khz i 10 khz. rys.  2. zestawienie sygnałów wirotestu (sonda 3 khz i 10 khz) po dwóch stronach 6 próbek fig. 2. wirotest signals (probe 3 khz and 10 khz) on both sides of 6 samples twardość  hv0,5 próbka strona oznaczenie  próbki 700 a a a/a b a/b a1 a a1/a b a1/b 740 b a b/a b b/b b1 a b1/a b b1/b 780 c a c/a b c/b c1 a c1/a b c1/b 18 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 największe różnice wskazań wirotestu 302 między stronami a i b poszczególnych próbek uzyskano przy pomiarze sondą 10 khz. dla próbki a zarejestrowano największą różnicę spośród wszystkich badanych próbek. na rysunku 3 przedstawiono oznaczenia wiroprądowe wykonane wszystkimi badanymi sondami po dwóch stronach próbki a1. rys. 3. sygnał wirotestu dla sond o różnej częstotliwości pracy. pomiar stron a i b próbki a1 fig. 3. wirotest signal for probes with different frequency. measurement of a and b sides for sample a1 tablica ii. wyniki pomiarów twardości powierzchniowej hv0,1 i hv0,5 dla próbek a i a1 table ii. the measurements results of the surface hardness hv0,1 and hv0,5 for samples a and a1 oznaczenie próbki twardość hv0,1 twardość hv0,5 średnia odchylenie  standardowe średnia odchylenie  standardowe a/a 824,0 10,7 781,6 7,3 a/b 863,0 5,5 805,8 1,8 a1/a 839,4 13,6 785,8 6,4 a1/b 833,8 16 791,4 3,6 rys. 4. wyniki średnie pomiarów twardości hv0,5 dla badanych próbek fig.  4. the average results of hv0,5 hardness measurements for the tested samples największe różnice właściwości stron a i b próbki a1 ujawniono sondą 10 khz. przy właściwym doborze sond jest możliwość wykrywania różnic strukturalnych warstw nawęglanych. przedstawione wyniki wskazują na możliwość powstania warstw o zróżnicowanej strukturze. pomiary twardości metodą vickersa wykonano przy obciążeniach: hv0,1, hv0,5, hv1, hv2, hv5, na 12 powierzchniach badanych próbek. w tablicy ii przedstawiono wyniki pomiarów próbek a i a1 o twardości nominalnej 700 hv0,5. są to dane średnie z 5 pomiarów. stwierdzono zróżnicowanie twardości powierzchniowej dla zbioru czterech powierzchni dwóch próbek o nominalnej twardości 700 hv0,5. na rysunku 4 przedstawiono wyniki średnie pomiarów twardości hv0,5 badanych próbek. pomiary twardości potwierdzają duże zróżnicowanie próbek, zarówno dla poszczególnych stron, jak i między próbkami. zróżnicowanie wykrywano także przy zwiększonej liczbie pomiarów. rys. 5. zależność sygnału wirotestu z sondą 1 mhz od twardości hv5 badanych 12 powierzchni fig. 5. the dependence of the wirotest signal with 1 mhz probe and hv5 hardness of 12 tested surfaces widoczne jest podobieństwo oznaczeń twardości metodą prądów wirowych i pomiarów twardości hv0,5 dla badanych próbek (rys. 2 i 4). na rysunku 5 zestawiono wyniki oznaczeń wiroprądowych dla 12 powierzchni, badanych sondą o częstotliwości 1 mhz w funkcji średnich wartości twardości hv5. linia trendu z wykresu (rys. 5) wskazuje na zależność sygnału wirotestu od wartości średnich twardości powierzchniowej. 19przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 literatura [1] k. pietrzak, a. klasik, k. makowska, d. rudnik, p. lasota: nierównomierność zużycia wałków rozrządu, inżynieria powierzchni, nr 1, s. 48-55, 2016. [2] s. jończyk, t. samborski, s. włodarczyk: nieniszczące badania metodą prądów wirowych w odniesieniu do pomiarów twardości hv jako komplementarna kontrola jakości wyrobów mosiężnych, inżynieria powierzchni, nr 1, s. 18-23, 2016. [3] s. jończyk, t. babul, s. włodarczyk: the selected measurements problems in the aspect of the non-destructive testing of the gear wheels and the other parts, advances in material science, vol. 14, p. 92-101, 2014. [4] s. jończyk, t. samborski, s. włodarczyk: możliwość zastosowania metody prądów wirowych do kontroli jakości warstw azotowanych, inżynieria powierzchni, nr 2, s. 1-6, 2014. [5] t. babul, s. jończyk, t. samborski: ocena lokalnych wad mikrostruktury korelacja wyników pomiarów wiroprądowych i oznaczeń twardości, przegląd spawalnictwa, nr 3, s. 21-27, 2014. [6] t. babul, s. jończyk, t. samborski, s. włodarczyk: wykrywanie niejednorodności materiału i lokalnych zmian mikrostruktury metodą prądów wirowych, przegląd spawalnictwa, nr 12, s. 25-28, 2013. [7] k. jakubowski, l. klimek, ad. rzepkowski, an. rzepkowski: metodyka badań parametrów technologicznych warstw wierzchnich otrzymywanych w procesach dyfuzyjnych część i, inżynieria materiałowa, nr 3, s. 407-410, 2006. [8] pn-en iso 2639 „stale. określenie i sprawdzanie grubości warstw nawęglonych i zahartowanych”. [9] bn-71/1549-10 „wzorce struktur nawęglonych i rdzenia”. [10] s. jończyk, a. szczepański, k. niedźwiedzki: nieniszczący pomiar grubości warstwy nawęglonej oraz twardości powierzchniowej uzębienia koła zębatego, inżynieria powierzchni, nr 2, s. 19-23, 2016. wnioski 1. nawet w precyzyjnie prowadzonym procesie nawęglania możliwe jest otrzymanie warstw o zróżnicowanej twardości powierzchniowej. 2. przedstawione wyniki oznaczeń twardości, wykonanych wirotestem 302 i sondami o różnej częstotliwości pracy, oraz pomiary twardości metodą vickersa potwierdzają możliwość oceny twardości powierzchniowej warstw nawęglanych metodą prądów wirowych. badania realizowano w ramach projektu badawczego pbs3/b/40/2015 „airlot” pt. „opracowanie nieniszczących metod charakteryzacji warstw nawęglanych w kołach zębatych”. ps 7 2017 www 05 kwiatkowski rozumek 31przegląd  spawalnictwa vol. 89 7/2017 napawanie regeneracyjne narzędzi do kucia na gorąco  kołnierzy z szyjką hardening tools for hot forging flanges with a neck dr inż. marcin kaszuba, dr inż. maciej zwierzchowski, dr inż. artur lange – politechnika wrocławska. autor korespondencyjny/corresponding author: artur.lange@pwr.edu.pl streszczenie kucie kołnierzy stalowych z szyjką, gdzie temperatura odkuwki wynosi ok. 1150 °c stawia niezwykle wysokie wymagania matrycom. odporność na zużycie ścierne, zmęczenie cieplne, adhezyjne itp. są bardzo istotnymi parametrami mającymi wpływ na trwałość narzędzi kuźniczych. azotowanie dyfuzyjne oraz powłoki cvd są często stosowane w celu zwiększenia trwałości narzędzi kuźniczych. procesy te jednak nie znajdują zastosowania jako regeneracyjne metody zwiększania przydatności narzędzi do pracy. z pomocą przychodzą technologie spawalnicze. napawanie prewencyjne podobnie jak regeneracyjne mają duże zastosowanie w przemyśle kuźniczym [1÷5]. słowa kluczowe: napawanie; powłoki; modyfikacja powierzchni abstract in the forging of steel flanges with neck, where the forging temperature is around 1150 °c, it places extremely high demands on the dies. abrasive wear, thermal fatigue, adhesion, etc. are very important parameters affecting the du rability of forging tools. nitriding and cvd coatings are often used to make wear resistance better. these processes, however, are not intended to be used as regenerative methods for increasing the suitability of work tools. welding technologies come with help. preventive as well as regenerative repairs have great applicability in the forging industry. keywords: padwelding; coatings; surface modification wprowadzenie narzędzia kuźnicze wykonane ze stali narzędziowej do pracy na gorąco stosowane w procesach kucia matrycowego charakteryzują się stosunkowo niską trwałością, co z kolei w sposób znaczący wpływa na jakość i koszt wytwarzania odkuwek. niedostateczna trwałość narzędzi kuźniczych spowodowana jest przede wszystkim warunkami panującymi w przemysłowych procesach kucia na gorąco, wynikającymi z jednoczesnego występowania wielu złożonych mechanizmów niszczących. zagadnienie trwałości narzędzi kuźniczych stanowi wciąż trudny i nierozwiązany problem, zarówno pod względem naukowym, jak i przemysłowym [1,3]. do najbardziej popularnych i chętnie stosowanych metod podnoszenia trwałości narzędzi należą: odpowiedni dobór materiału dla danego procesu lub operacji [1÷3], jego obróbka cieplna, cieplno-chemiczna, wytwarzanie powłok [1,6] oraz optymalizacja kształtu i konstrukcji oprzyrządowania [1,3,4]. ważny jest też odpowiedni dobór warunków technologicznych np.: związanych z określeniem temperatur, dobór środka chłodzącego i sposobu jego podawania, czy rozwiązań technologiczno-konstrukcyjnych, a także systemów pomiarowo-kontrolnych [4]. jedną z opracowywanych metod poza stosowaniem azotowania marcin kaszuba, maciej zwierzchowski, artur lange przeglad welding technology review oraz powłok pvd jest stosowanie napawania na matryce kuźnicze do pracy na gorąco. poniżej przedstawiono wynik z przeprowadzonych prób oraz wytyczne do opracowania procesu technologicznego nakładania powłok. zakres badań do badań wytypowano proces kucia na gorąco kołnierza z szyjką ø100. proces ten realizowany jest w kuźni jawor na prasie korbowej z maksymalną siłą nacisku 2500 ton. za materiał wsadowy służy wstępniak o kształcie prostopadłościanu uzyskany metodą odlewania ciągłego, który jest nagrzewany do temperatury 1150 °c i następnie kształtowany w trzech operacjach – spęczania, matrycowania wstępnego oraz matrycowania wykańczającego. w analizowanym procesie spęczanie ma głównie za zadanie nadać odkuwce wstępne kształty, pozwalające na łatwiejsze wypełnienie wykroju matryc w kolejnych operacjach, a także usunięcie zgorzeliny. na etapie matrycowania wstępnego produkt przyjmuje właściwy kształt, a kucie wykańczające odpowiada za jego kalibrację, głównie zmianę promieni zaokrągleń 32 przegląd  spawalnictwa vol. 89 7/2017 i niektórych wymiarów. w prowadzonych badaniach skoncentrowano się na drugiej operacji (kucie wstępne), która jest kluczową ze względu na jakość końcowego wyrobu. dla na rzędzi stosowanych w tej operacji obserwuje się również niską trwałość, która średnio wynosi ok. 10 000 szt. odkuwek. analizie poddano dolną matrycę stosowaną w drugiej operacji (rys.1). w przypadku wystąpienia pęknięcia w narożu wkładki powinno zostać wykonane łagodne wybranie o promieniu r6 na głębokość min. 3 mm. tak przygotowana matryca została poddana napawaniu. na rysunku 2 przedstawiono sposób układania ściegów podczas napawania w analizowanej matrycy. do napawania wykorzystano spoiwo o handlowej nazwie welding alloys – robotool 46, w tablicy i przedstawiono skład chemiczny zastosowanego spoiwa. parametry procesu napawania analizowanej matrycy przedstawiono w tablicy ii. rys. 1. model oraz wygląd analizowanej dolnej matrycy wstępnej fig. 1. model and appearance of the analyzed lower pre-matrix rys.  2.  sposób układania ściegów przy napawaniu analizowanej matrycy fig. 2. method of laying stitches when applying the analyzed matrix matryca wykonana była ze stali narzędziowej do pracy na gorąco wcl (1.2343), po obróbce cieplnej (hartowanie + 2x odpuszczanie) matryca ta została poddana azotowaniu na twardość 1100÷1200 hv0,1, grubość warstwy azotowanej wynosi ok. 0,15÷0,20 mm. wytypowana matryca była eksploatowana w warunkach produkcyjnych w kuźni jawor i odkuto przy jej użyciu ok. 12000 szt. po czym stwierdzono, że matryca jest zużyta. następnie matryca ta przeszła kontrolę mającą na celu zakwalifikowanie jej do regeneracji przez napawanie. proces wytwarzania powłok napawanie przeprowadzono zgodnie z opracowaną do te go celu instrukcją technologiczną napawania. w pierwszej kolejności matryca została oczyszczona, następnie wykrój na całej powierzchni został obniżony przez toczenie o 1 mm, natomiast w obszarze mostka (tam gdzie zużycie jest najbardziej intensywne) o 2 mm. wszystkie promienie w wykroju roboczym zostały przygotowane na minimum r6. tablica i. skład chemiczny spoiwa robotool 46 table i. chemical composition of the robotool 46 binder tablica ii. parametry realizowanego procesu napawania table ii. parameters of the hardfacing process c mn si cr mo ti fe 0,20 0,90 0,50 5,10 3,80 0,25 rem. proces spawania 138 (spawanie drutem proszkowym z rdzeniem metalicznym) wymiar spoiwa [mm] 1,6 natężenie prądu [a] nr ściegu: 1÷4 – 190 2÷n – 285 napięcie łuku [v] nr ściegu: 1÷4 – 22,6 2÷n – 31,5 rodzaj biegunowości dc+ prędkość napawania [cm/ min] 30 gaz osłonowy iso 14175 – m14 – arco – 5/2 prędkość przepływu gazu  [l/min] 14÷17 długość wolnego wylotu  drutu [mm] 12÷18 kąt ustawienia uchwytu  spawalniczego prostopadle do napawanej powierzchni temperatura podgrzania  wstępnego [°c] ~350 temperatura  międzyściegowa [°c] ~400 33przegląd  spawalnictwa vol. 89 7/2017 w przypadku wystąpienia pęknięcia na narożu matrycy (rys. 2) ścieg 0 wykonano przy użyciu spoiwa o handlowej nawie castolin xhd 646, metodą 111 (elektroda otulona). analizowana matryca bezpośrednio po napawaniu została poddana wyżarzaniu odprężającemu w piecu w temperaturze 450 °c przez 4 godziny, następnie wolno chłodzona z piecem. po tym zabiegu matrycę poddano mechanicznej obróbce wykańczającej przez toczenie zgodnie z rysunkiem technicznym. tak przygotowana matryca ponownie została oddana na produkcję i ponownie odkuto przy jej użyciu 13 000 odkuwek. po stwierdzeniu, że analizowana matryca jest zużyta, powtórzono całą powyżej opisaną procedurę regeneracji przez napawanie. następnie matryca ponownie trafiła na produkcję, podczas której odkuto przy jej użyciu 10 000 szt. odkuwek. w badaniach analizowanej matrycy zastosowano następujące techniki badawcze: – analizę makroskopową powierzchni roboczej matrycy; – analizę wymiarów za pomocą skanowania powierzchni roboczych narzędzi do określenia wartości zużycia w poszczególnych miejscach narzędzi użyto skanera laserowego zintegrowanego z ramieniem pomiarowym romer absolute arm 7320si; – pomiary mikrotwardości hv0,1 profile mikrotwardości vickersa na przekroju poprzecznym w kierunku od powierzchni roboczej w głąb narzędzi wykonano zgodnie z wytycznymi normy pn-en iso 6507 -1:2007 – pomiar twardości sposobem vickersa: metoda badań, przy sile obciążającej 0,98 n; – mikroskopię optyczną obserwacje mikroskopowe – badania struktury w próbkach wyciętych z narzędzi prowadzono za pomocą mikroskopu optycznego olympus gx 51. badania wykonano na próbkach trawionych 3,5 procentowym alkoholowym roztworem kwasu azotowego (nital); – mikroskopię elektronową sem badania struktury próbek oraz powierzchni roboczych narzędzi wykonano za pomocą skaningowego mikroskopu elektronowego tescan vega 3. analiza makroskopowa na płaskiej powierzchni matrycy widoczne są duże obwodowe pęknięcia (rys. 3a) natomiast nie stwierdzono występowania siatki pęknięć cieplno-mechanicznych obserwowanych na innych matrycach stosowanych w tej operacji, które były poddawane azotowaniu. na promieniu w środkowej części matrycy zaobserwowano charakterystyczne dla zużycia ściernego bruzdy (rys. 3b). analiza wymiarowa do określenia wartości zużycia w poszczególnych miejscach matrycy użyto skanera laserowego zintegrowanego z ramieniem pomiarowym romer absolute arm 7320si. dane zebrane ze skanowanej powierzchni roboczej analizowanej matrycy, zostały porównywane z kształtem pierwotnym narzędzi przed pracą. referencyjnym modelem był model cad. wyniki w postaci kolorowych map z odchyłkami względem wymiaru nominalnego, jakim jest model cad, przedstawiono na rysunkach 4 i 5. na rysunkach 4 i 5, które przedstawiają porównanie zeskanowanych obrazów matrycy z modelem cad po odkuciu 10000 odkuwek, nie zaobserwowano istotnego geometrycznego ubytku materiału. największe zużycie można zaobserwować na promieniu w środkowej części oraz na mostku matrycy. rys. 3. widok makro powierzchni roboczej analizowanej matrycy po odkuciu 10 000 odkuwek fig. 3. macro view of the working surface of the analyzed matrix after the forging of 10 000 forgings rys. 4. porównanie zeskanowanych obrazów matrycy z modelem cad po odkuciu 10 000 szt fig. 4. comparison of scanned matrix images with cad model after 10 000 pieces rys. 5. porównanie zeskanowanych obrazów matrycy z modelem cad po odkuciu 10 000 szt. fig. 5. comparison of scanned matrix images with cad model after 10 000 pieces 34 przegląd  spawalnictwa vol. 89 7/2017 pomiary mikrotwardości hv0,1 pomiar mikrotwardości wykonano dla analizowanej matrycy w miejscach (1÷6) zaznaczonych na rysunku 6 na odcinku 10 mm od powierzchni roboczej w głąb narzędzi. pomiar wykonano na tak dużej głębokości w celu analizy zmian twardości w strefie wpływu ciepła. rys. 6. przekrój matrycy z zaznaczonymi miejscami w których wykonano pomiar mikrotwardości fig. 6. cross section of the matrix with the places where microhardness was measured rys. 7. profile mikrotwardości hv0,1 na przekroju analizowanej matrycy fig. 7. microhardness profiles hv0,1 on the section of the analyzed matrix na wyznaczonych profilach mikrotwardości można zauważyć, że niezależnie od miejsca pomiaru, w warstwie przypowierzchniowej występuje spadek twardości nawet do ok. 450 hv0,1. w obszarach położonych głębiej następuje stopniowy wzrost twardości hv0,1 do twardości rdzenia. największy spadek twardości występuje na promieniu w punkcie 2, w tym miejscu obserwowano również największe zużycie analizowanej matrycy. dodatkowo w odległości ok. 4÷6 mm od powierzchni na powyższych wykresach można zaobserwować zmianę profilu twardości. badania metalograficzne badania metalograficzne przeprowadzono na tych samych próbkach, dla których wykonane zostały pomiary rozkładu mikrotwardości. w celu ujawnienia struktury materiału próbki zostały wytrawione 3,5% nitalem. na rysunku 8 przedstawiono mikrostrukturę w strefie przetopienia oraz w rdzeniu analizowanej matrycy. w obszarze strefy przetopienia i w strefie wpływu ciepła zaobserwować można bardzo rozległe zmiany mikrostruktury (rys. 8a). odległość od powierzchni [mm] tw ar do ść [h v 0, 1] tw ar do ść [h v 0, 1] tw ar do ść [h v 0, 1] tw ar do ść [h v 0, 1] tw ar do ść [h v 0, 1] tw ar do ść [h v 0, 1] odległość od powierzchni [mm] odległość od powierzchni [mm] odległość od powierzchni [mm] odległość od powierzchni [mm] odległość od powierzchni [mm] punkt 1 punkt 2 punkt 3 punkt 4 punkt 5 punkt 6 800 700 600 500 400 300 200 100 0 0 0 00 0 0 2 2 22 2 2 4 4 44 4 4 6 6 66 6 6 8 8 88 8 8 10 10 1010 10 10 700 600 500 400 300 200 100 0 700 600 500 400 300 200 100 0 800 700 600 500 400 300 200 100 0 800 700 600 500 400 300 200 100 0 700 600 500 400 300 200 100 0 35przegląd  spawalnictwa vol. 89 7/2017 opis zmian zachodzących w warstwie wierzchniej szczegółowej analizy zmian w warstwie wierzchniej w wybranych obszarach dokonano przy użyciu mikroskopu skaningowego tescan vega 3. wyniki obserwacji analizy warstwy wierzchniej przedstawiono na rysunku 9. w obszarze promienia w środkowej części matrycy na po wierzchni widoczne są bruzdy charakterystyczne dla zużycia ściernego (rys. 9a), co potwierdzają różnie wyniki analizy wymiarowej przy użyciu skanera laserowego. na prze kroju widoczne są również pęknięcia przebiegające prostopadle od powierzchni, co świadczy o braku odkształceń rys. 8. mikrostruktura napawanej matrycy: a) w strefie przetopienia, b) w strefie wpływu ciepła, c) w rdzeniu matryc fig. 8. microstructure of the welded matrix: a) in the melting zone, b) in the heat affected zone, c) in the core of the matrix rys. 9. powierzchnia robocza matrycy w obszarze: a) promienia w środkowej części, b) płaskiej części, c) mostka matrycy fig. 9. working surface of the matrix in the area: a) radius in the middle part, b) flat part, c) matrix bridge plastycznych warstwy wierzchniej w tym obszarze. na płaskiej części analizowanej matrycy widoczne jest du że pęknięcie (rys. 9b), widoczne również przy makroanalizie, przebiegające w kierunku obwodowym. w obszarze mostka matrycy gdzie na skanie widoczne jest zużycie, występują bruzdy typowe dla zużycia ściernego. ponadto na całej powierzchni roboczej napawanej matrycy nie zaobserwowano siatki pęknięć cieplno-mechanicznych oraz stwierdzono większą odporność na utlenianie niż w przypadku analizowanych wcześniej narzędzi tego typu po azotowaniu. wnioski na podstawie przeprowadzonej analizy dolnej matrycy stosowanej w drugiej operacji kucia (kucie wstępne) odkuwki kołnierza z szyjką, która była dwukrotnie regenerowana przez napawanie, stwierdzono, że metoda ta pozwala na skuteczne regenerowanie narzędzi kuźniczych. pozwala to na kilkukrotne wykorzystanie tego samego narzędzia, którego wykonanie jest kilkukrotnie droższe od jego regeneracji przez napawanie. ponadto stwierdzono zdecydowanie mniejsze zużycie matrycy po napawaniu w porównaniu z matrycami azotowanymi po odkuciu podobnej liczby odkuwek. w celu dalszej analizy możliwości regeneracji narzędzi kuźniczych przez napawania wytypowano inne narzędzie stosowane w tym procesie, mianowicie wypełniacz wkładki, który również cechuje się stosunkowo niską trwałością. została przeprowadzona wstępna analiza zużycia oraz zakwalifikowanie tego narzędzia do regeneracji przez napawania. wybrano również nowe materiały do napawania takie jak: celsit 21, celsit v, celsit f, celsit n, które w najbliższym czasie będą testowane. 36 przegląd  spawalnictwa vol. 89 7/2017 literatura [1] altan t.: cold and hot forging fundamentals and application, asm internation, ohio, 2005. [2] anders p, hogmark s, bergström j.: simulation and evaluation of thermal fatigue cracking of hot work tool steels, international journal of fatigue 2004 (10), pp. 1095-1107. [3] archard j.f.: contact and rubbing of flat surfaces, journal of applied physics, 24, pp. 981-988,1953. [4] asm metals handbook volume 14, forming and forging, pp. 337-338. [5] bariani p. f., dal negro t., fioretti m.: joint use of physical and numerical simulation techniques in predicting process parameters evolution and microstructure in forging nimonic 80a turbine blades, proceedings of the 2nd esaform, guimares, portugal, 1999. [6] barrau o., boher c., vergne c., rezai-aria f.: investigation of friction and wear mechanism of hot forging tool steels, 6th int. tooling conference, karlstadt 2002. [7] barron r.f.: how cryogenic treatment controls wear, 21st inter-plant tool and gage conference. shreveport, la, usa,1982. (wg asm handbook, t.4, pp. 205. [8] barylski a., deja m.: surface flatness control in singl plate lapping [online], [dostęp 10 maj 2013] dostępny w internecie: < http://home.mit.bme. hu/~kollar/imeko-procfiles-for-web/congresses/wc-16th-wien-2000/ papers/topic%2002/barylski.pdf> [9] basqiun o.h.: the exponential law in endurance tests, am. soc. test. mater. proc., 10; pp. 625-630. [10] baumel a., seeger t.: material data for cyclic loading, suplement 1, marterials science monographs, 61, elsevier science publishers, amsterdam 1990. ps 11 2016 www.pdf 9przegląd  spawalnictwa vol. 88 11/2016 morfologia złączy kompozytów al/al2o3  zgrzewanych tarciowo ze stopem al 44200 morphology of al/al2o3 -44200 al alloy joints obtained by friction welding technique streszczenie w pracy przedstawiono wyniki spajania stopu enac-44200 z materiałami kompozytowymi al/al2o3 z wykorzystaniem techniki zgrzewania tarciowego. zastosowane materiały kompozytowe wytwarzano techniką ciśnieniowej infiltracji sc (ang. squeeze casting) oraz metodą iskrowego spiekania plazmowego sps (ang. spark plasma sintering). zawierały one 20 oraz 30% objętościowego udziału fazy wzmacniającej – tlenku glinu, w różnej postaci. w przypadku kompozytów sc wzmocnienie stanowiły cząstki al2o3 (α-form) o wielkości 3-6 μm, zaś dla kompozytów sps był to elektrokorund gruboziarnisty o uziarnieniu 180 μm. w pracy przedstawiono optymalne parametry procesu zgrzewania tarciowego dla poszczególnych materiałów kompozytowych, opracowane przez autorów na podstawie analizy zmian mikrostruktury i twardości materiałów w obszarze spajania. przeprowadzone badania miały na celu ocenę morfologii oraz jakości połączenia pomiędzy stopem 44200 a kompozytami al/al2o3 w zależności od rodzaju wzmocnienia oraz techniki wytwarzania kompozytów al/al2o3 słowa kluczowe: zgrzewanie tarciowe; kompozyt al/al2o3; al2o3; stop al abstract the paper presents results of bonding en ac-44200 alloy with a different composite materials by friction welding technique. materials used in the study, were processed using two techniques: squeeze casting (sc) and spark plasma sintering (sps). it contained a 20% and 30% volume reinforced fraction of different forms of al2o3. this paper presents the developed friction welding conditions of two different composite materials, and the analysis of microstructure and microhardness for obtained joints. all of studies were performed to determine the morphology and the quality of the connection between the 44200 alloy and al/al2o3 composites.                 keywords:  friction welding; al/al2o3 composite; alumina; al alloy wstęp materiały kompozytowe na bazie aluminium, najczęściej wykorzystuje się w przemyśle motoryzacyjnym, na elementy silników spalinowych: tuleje cylindrów, zawory, a także jako materiały na tarcze hamulcowe, zaciski hamulcowe czy wały napędowe [1]. aby w pełni wykorzystać potencjał aplikacyjny materiałów kompozytowych należy stosować odpowiednie techniki spajania materiałów, mając na uwadze wysokie wymagania oraz warunki w jakich muszą pracować złącza. w przypadku spajania materiałów różnoimiennych (ceramika metal) pojawiają się problemy wynikające ze zróżnicowania natury wiązań atomowych tych materiałów. wśród najważniejszych należy wymienić: brak zwilżalności ceramiki przez ciekłe metale, różnice we właściwościach fizycznych i chemicznych, powodujące generowanie termicznych naprężeń własnych [2]. wymusza to konieczność zapewnienia specjalnych warunków łączenia, robert siedlec, cezary strąk, rafał zybała przeglad welding technology review przygotowania łączonych powierzchni, wytwarzania warstw pośrednich. jedną z technik umożliwiających spajanie materiałów różnoimiennych bez konieczności stosowania dodatkowych zabiegów jest zgrzewanie tarciowe. w pracach [3÷5] autorzy z powodzeniem wykorzystują technikę zgrzewania tarciowego do łączenia nie tylko materiałów kompozytowych, ale również intermetalików. autorzy koncentrują się na określeniu wpływu parametrów procesu zgrzewania na jakość uzyskiwanych połączeń. wyniki wyraźnie wykazały wpływ prędkości obrotowej, siły docisku w fazie tarcia i spęczania, na charakter otrzymywanych złączy, jak również na zmiany struktur materiałów łączonych w tzw. strefie wpływu ciepła. dodatkowo, zgrzewanie tarciowe z powodzeniem wykorzystuje się do wytwarzania warstw metalicznych na ceramice [6÷8]. mgr inż. robert siedlec, mgr inż. cezary strąk, mgr inż. rafał zybała – instytut technologii materiałów elektronicznych. autor korespondencyjny/corresponding author: robert.siedlec@itme.edu.pl 10 przegląd  spawalnictwa vol. 88 11/2016 rys. 1. struktura materiałów wyjściowych: a) stop en ac-44200, b) kompozyt al alloy-30%al2o3 sc, b) al-30%al2o3 sps fig. 1. microstructure of a) 44200 al alloy, b) al alloy-30%al2o3 sc composite, c) al alloy-30%al2o3 sps composite celem prezentowanej pracy było określenie optymalnych, z punktu widzenia jakości połączenia, parametrów procesu zgrzewania tarciowego. w artykule przedstawiono analizę wpływu rodzaju wzmocnienia oraz techniki wytwarzania kompozytów al-al2o3 na strukturę i właściwości złączy otrzymanych techniką zgrzewania tarciowego. prace technologiczne  oraz badania materiałów podstawowym materiałem wykorzystywanym w pracach był stop aluminium en ac44200, zawierający dodatki o następującym składzie wagowym: 10,5-13,5%si, 0,55%fe, 0,35%mn oraz 0,05%cu. był to odlewniczy stop aluminium o dużej zawartości krzemu, należący do grupy tzw. siluminów eutektycznych (rys. 1a). zastosowane materiały kompozytowe wytwarzano techniką ciśnieniowej infiltracji (sc) [9] oraz metodą iskrowego  a)  b)  c) spiekania plazmowego (sps) w itme w zakładzie kompozytów ceramiczno-metalowych i złączy. pierwszą grupę materiałów kompozytowych wytworzono przy użyciu metody infiltracji ciśnieniowej porowatych kształtek ceramicznych ciekłym stopem en ac-44200. kształtki ceramiczne wykonano z cząstek tlenku glinu – α (α al2o3) o wielkości 3-6 μm, a następnie infiltrowano ciekłym stopem pod ciśnieniem 100 mpa. podczas procesu infiltracji temperatura stopu en ac-44200 wynosiła 720 °c, natomiast kształtki ceramicznej 480 °c [9]. drugą grupę materiałów kompozytowych otrzymano metodą metalurgii proszków poprzez mieszanie cząstek ceramicznych w postaci elektrokorundu gruboziarnistego (uziarnienie 180 μm) z proszkiem aluminium (uziarnienie 25 μm), który stanowił osnowę. przygotowane proszki poddano procesowi mieszania z prędkością obrotową 52 obr/min w mieszalniku obrotowym, przez 7 godzin. uzyskane mieszaniny proszków kompozytowych spieczono przy użyciu techniki sps. ciśnienie spiekania wynosiło 30 mpa, temperatura 575 °c, natomiast szybkość nagrzewania oraz czas spiekania wynosiły odpowiednio 100°c/min i 5 min. zarówno kompozyty infiltrowane ciśnieniowo, jak i spiekane techniką sps zawierały 20% oraz 30% udziału objętościowego fazy ceramicznej. gęstość oraz twardość kompozytów przedstawiono w tablicy i. przeprowadzone badania struktur tych materiałów wykazały równomierny rozkład fazy ceramicznej w osnowie aluminium oraz ciągłość połączenia na granicy ceramika – metal (rys.1b, c). analiza mikrostrukturalna potwierdziła znaczące różnice wielkości fazy wzmacniającej. dla kompozytów sc (rys.1b) były to cząstki al2o3 o wielkości 3-6 μm, zaś dla kompozytów sps 180 μm (rys.1c). proces zgrzewania stopu aluminium 44200 z kompozytami al/al2o3 wytwarzanymi różnymi technikami przeprowadzono na zgrzewarce tarciowej h&w rsm200. wszystkie łączone materiały kompozytowe i stop zostały uformowane do postaci prętów o średnicy ø8 mm oraz długości 30 mm, posiadały płaskie powierzchnie czołowe. w tablicy ii zestawiono parametry zgrzewania tarciowego dla poszczególnych materiałów kompozytowych. parametry procesu zgrzewania dobrano w sposób eksperymentalny. przeprowadzono próby zgrzewania w zakresie prędkości technika wytwarzania rodzaj wzmocnienia wielkość   wzmocnienia   [μm] materiał/ oznaczenie gęstość   względna   [%] twardość hv  [1] sc cząstki α-al2o3 3-6 al alloy-30%al2o3 94,63 140 al alloy-20%al2o3 97,17 110 sps elektrokorund gruboziarnisty 180 al-30%al2o3-elekg 92,64 52 al-20%al2o3-elekg 95,11 47 tablica i. własności zastosowanych kompozytów al-al2o3 table i. properties of al-al2o3 composite materiał   kompozytowy ciśnienie w fazie  tarcia [mpa] czas tarcia   [ms] prędkość obrotowa  [rpm] czas spęczania   [ms] ciśnienie w fazie  spęczania   [mpa] al alloy+30%al2o3 sc 0,8 40 13000 3000 1 al alloy+20%al2o3 sc 0,5 40 13000 3000 1 al+30%al2o3sps 0,5 40 11000 3000 0,8 al+20%al2o3 sps 0,5 40 10000 3000 0,5 tablica ii. warunki procesu zgrzewania stopu al dla różnych kompozytów table ii. friction welding conditions for al alloy joined with al2o3 composite 11przegląd  spawalnictwa vol. 88 11/2016 obrotowych od 10000 do 23000 obr/min. zastosowanie wysokiej prędkości wrzeciona, powyżej 20000 obr/min, powodowało wytworzenie dużej ilości ciepła, co skutkowało uformowaniem się znacznej wypływki i nadmiernym skróceniem materiału (nawet do 20%). siłę docisku zmieniano w zakresie od 1 do 2 mpa. wysoki docisk w fazie spęczania powodował pękanie materiału kompozytowego. przedstawione w pracy parametry określono jako optymalne z punktu widzenia jakości uzyskanych złączy. wybór parametrów zgrzewania oparto o właściwości kompozytów m.in. ich twardość. ze względu na dwukrotnie niższą twardość materiałów kompozytowych wytwarzanych techniką spiekania plazmowego w stosunku do kompozytów infiltrowanych ciśnieniowo, zmniejszono prędkość obrotową wrzeciona oraz siłę docisku w fazie spęczania. w celu charakteryzacji uzyskanych złączy wykonano badania mikrostruktury przy użyciu mikroskopu optycznego axiovert 40 mat oraz na skaningowym mikroskopie elektronowym auriga crossbeam workstation. wykonano również pomiary twardości na przekroju złączy z wykorzystaniem twardościomierza durascan 10 metodą vickersa (hv1). analiza wyników w tablicy iii przedstawiono zdjęcia makroskopowe wraz z odpowiadającymi im przekrojami dla uzyskanych złączy. największa wypływka po stronie stopu aluminium wystąpiła w złączu z kompozytem al-30%al2o3 wytworzonym techniką ciśnieniowej infiltracji. wynikało to z faktu zastosowania największej siły docisku w fazie tarcia, ze względu na wysoką twardość tego kompozytu (hv=140). nie stwierdzono natomiast żadnych deformacji plastycznych kompozytu. dla złączy z kompozytami sps zaobserwowano wypływkę zarówno aluminium jak i kompozytu; nastąpiło równomierne uplastycznienie obu części złącza. analizując obrazy sem (rys. 2) przedstawiające mikrostruktury złączy stopu 44200 z kompozytami sc, trudno było zaobserwować warstwę przejściową w złączach. widoczna jest zwarta, wyraźna granica rozdziału pomiędzy stopem aluminium a kompozytem. jednocześnie złącza zachowały ciągłość wzdłuż całego przekroju. mapa rozkładu pierwiastków oraz rozkład liniowy na przekroju złącza (rys. 3) potwierdziły brak występowania strefy dyfuzyjnej oraz wyraźną granicę rozdziału łączonych materiałów. metoda: sc sps materiał al alloy +30%al2o3 al alloy +20%al2o3 al alloy +30%al2o3 -elekg al alloy +20%al2o3 -elekg widok złącza: kompozyt-stop przekrój złącza: kompozyt-stop tablica iii. zdjęcia makroskopowe i przekroje złączy dla poszczególnych kompozytów table iii. shape and cross-section view of friction welded composites na obrazach z mikroskopu optycznego (rys. 4), zaobserwowano zmianę struktury oraz silne uplastycznienie stopu aluminium. na skutek działania siły docisku w fazie spęczania oraz tarcia wewnętrznego, nastąpiło mechaniczne wymieszanie materiału i przemieszczenie uplastycznionego stopu 44200 do wypływki. na rysunku 4a widoczny jest bardzo wyraźnie kierunek płynięcia materiału. nie obserwowano żadnych zmian w strukturze kompozytu. w środkowym obszarze złącza aluminium-kompozyt al alloy+30%al2o3 – sc, gdzie względna prędkość łączonych materiałów była najmniejsza, na głębokości ok. 650 µm wystąpiła strefa o silnie rozdrobnionym i wymieszanym materiale (rys. 4b), w której twardość wyniosła 60 [hv1]. stop en ac-44200 o mikrotwardości 50 [hv1] uległ w strefie połączenia umocnieniu. było to spowodowane oddziaływaniem wysokiej temperatury w tym obszarze. na zewnętrznym obszarze stopu aluminium zaznaczonym na rys. 6b, widoczne były duże iglaste wydzielenia krzemu, które obniżyły twardość materiału do wartości 40 [hv1]. natomiast mikrotwardość  a)  b) rys. 2. obrazy sem mikrostruktury złączy stop 44200 – kompozyt sc: a) al alloy+30%al2o3, b) al alloy+20%al2o3 fig. 2. sem image of al alloy 44200–sc composite friction welded joints: a) al alloy+30%al2o3, b) al alloy+20%al2o3 rys. 3. rozkład pierwiastków o, al, si na przekroju złącza: stop al-al alloy+30%al2o3 – sc, a) powierzchniowy, b) liniowy fig. 3. distribution of o, al, si in cross-section of al-al alloy+30% al2o3-sc joint: a) surface, b) linear  a)  b) 12 przegląd  spawalnictwa vol. 88 11/2016 kompozytu, wynosząca 140 [hv1], zmniejszyła się w strefie połączenia do 125 [hv1] (rys. 5). ze względu na niższą twardość kompozytu al-20%al2o3 sc zastosowano niższe ciśnienie w fazie tarcia, co spowodowało powstanie mniejszej wypływki po stronie aluminium niż w przypadku kompozytu z dodatkiem 30% al2o3 (tabl. iii). niższa siła docisku w fazie tarcia spowodowała również, że głębokość zmian w strukturze stopu aluminium była nieco mniejsza niż poprzednio i wyniosła 500 µm. na rysunku 6 przedstawiono złącze stopu en ac44200 z kompozytami wytworzonymi techniką sps, gdzie wzmocnienie stanowił elektrokorund gruboziarnisty. ze względu na niższą twardość kompozytów sps, która była porównywalna z twardością stopu en ac44200 (wynikającą z zastosowania czystego aluminium jako osnowy) zaobserwowano formowanie się wypływki zarówno po stronie aluminium jak i kompozytu (tabl. iii). obserwacje mikroskopowe złączy aluminium z kompozytami sps wykazały, że połączenia miały charakter ciągły na całym przekroju próbki (rys. 6a, b). rys. 6. mikrostruktura złączy stop alkompozyt sps: a) al+30% al2o3 b) al+20% al2o3 fig. 6. microstructures of friction welded joints of al alloy-sps composite: a) al+30%al2o3 b) al+20% al2o3  a)  b)  a)  b) rys. 7. mikrostruktura złączy stop alkompozyt sps: a) al+30% al2o3 b) al+20% al2o3 fig. 7. microstructures of friction welded joints of al alloy-sps composite: a) al+30%al2o3 b) al+20% al2o3 po stronie aluminium widoczne były plastyczne deformacje oraz płynięcie materiału od osi próbki do zewnątrz w kierunku wypływki (rys. 6a, b). dodatkowo widoczne są również zmiany strukturalne w materiale kompozytowym. w mikrostrukturze kompozytu na powierzchni przylegania do stopu stwierdzono występowanie strefy przejściowej o szerokości 100 µm (rys. 6b). ponadto w obszarze strefy połączenia zaobserwowano rozdrobnienie dużych ziaren elektrokorundu. w wyniku tarcia w miejscu styku łączonych materiałów i działania siły docisku, nastąpiło pękanie ziaren elektrokorundu. na rysunku 7a, przedstawiono dokładną analizę strefy złącza stopu en ac-44200 z kompozytem al+20%al2o3-sps. w obszarze oznaczonym literą „a” wykazano niezmienioną mikrostrukturę kompozytu al-20%al2o3-sps. w paśmie oznaczonym literą „b” zaobserwowano wyraźne rozdrobnienie i wymieszanie ziaren elektrokorundu. dolna część zdjęcia oznaczona literą „c” przedstawia rozdrobnioną strukturę stopu aluminium. wyraźnie widoczna we wszystkich złączach z kompozytami sps warstwa przejściowa, świadczyła o dyfuzyjnym charakterze złączy. potwierdziły to badania rozkładu pierwiastków na przekroju złącza (rys. 8a ,b). na liniowym rozkładzie pierwiastków (rys. 8b) widoczna dyfuzja krzemu w kierunku kompozytu na głębokości około 100 µm.  a)  b) rys.  8. rozkład pierwiastków o, al, si na przekroju złącza stopal-30%al2o3 – sps, a) powierzchniowy, b) liniowy fig. 8. distribution of o, al, si in cross-section of al-al alloy+30% al2o3-sps joint: a) surface, b) linear zmniejszenie parametrów procesu zgrzewania dla kompozytów sps (mniejsza prędkość obrotowa oraz ciśnienie docisku) spowodowały, że strefa odkształceń plastycznych po stronie aluminium była mniejsza (rys. 7b) niż dla złączy z kompozytami sc i wyniosła ok. 450 µm. w obszarze przylegającym do złącza, aluminium posiadało strukturę drobnoziarnistą, odkształconą plastycznie (rys. 7b), o mikrotwarrys.  4. mikrostruktura stopu 44200 w obszarze złącza: stop-al alloy-30%al2o3 – sc fig. 4. microstructures of al alloy 44200 in area of alloy-al alloy30%al2o3 – sc joint  a) rys. 5. rozkład twardości na przekroju złącza: stop al-kompozyt al alloy-30%al2o3-sc fig. 5. microhardness distribution in the cross-section of al alloy-al alloy-30%al2o3-sc composite  b) 13przegląd  spawalnictwa vol. 88 11/2016 dości zwiększonej do 60 [hv1]. w odległości powyżej 2 mm, twardość aluminium spadła do wartości twardości materiału rodzimego: 50 [hv1]. badania wykazały, że również po stronie kompozytu w warstwie przejściowej wystąpiło umocnienie materiału; mikrotwardość wzrosła do 70 [hv1] (rys. 9). morfologia otrzymanych tarciowo złączy była zależna od parametrów zgrzewania tarciowego. dla złączy z kompozytami sc, gdzie prędkość obrotowa i siła docisku była największa, w centralnym obszarze złącza zaobserwowano rozdrobnioną mikrostrukturę stopu, z drobnymi płytkowymi wydzieleniami krzemu w osnowie aluminium. natomiast na zewnętrznych obszarach próbek widoczne były duże iglaste wydzielenia krzemu pierwotnego (rys. 10), które obniżyły twardość stopu (hv40). zgodnie z badaniami autorów [10] struktura siluminów bezpośrednio po odlaniu zawierała grube, iglaste kryształy krzemu (rys. 10b), które niekorzystnie wpływały na własności mechaniczne stopu. strukturę siluminów można polepszyć przez szybkie chłodzenie po odlaniu lub modyfikowanie strontem, sodem, borem (rys. 10c) [10]. wysoka prędkość obrotowa i ciśnienie w fazie tarcia, spowodowały wytworzenie dużej ilości ciepła, w skutek czego nastąpiła obróbka cieplna stopu en ac-44200. nastąpiło wytrącenie grubokrystalicznej fazy krzemu, co odpowiadało strukturze aluminium przed modyfikacją (rys. 10a, b). w przypadku złączy z kompozytami sps, gdzie zastosowane prędkości obrotowe oraz siły docisku były mniejsze, nie zaobserwowano wydzieleń krzemu pierwotnego. podsumowanie w pracy przedstawiono wyniki prób spajania stopu aluminium 44200 z różnymi kompozytami al/al2o3 przy użyciu techniki zgrzewania tarciowego. opracowano warunki zgrzewania dla poszczególnych materiałów kompozytowych zawierających 20% oraz 30% udziału objętościowy fazy ceramicznej. na podstawie badań strukturalnych stwierdzono, że wszystkie uzyskane złącza charakteryzowały się ciągłą, zwartą budową wzdłuż całego przekroju. mapy rozkładu pierwiastków w złączu z kompozytami sps, potwierdzają obecność warstwy przejściowej i tym samym mechanizmu dyfuzyjnego w procesie tworzenia się złącza. morfologia otrzymanych tarciowo złączy była zależna od parametrów procesu. większa siła docisku powodowała powstawanie większej wypływki po stronie stopu al. zaobserwowano bezpośredni wpływ prędkości obrotowej oraz siły docisku na strukturę złączy. wraz ze wzrostem tych parametrów, zwiększała się szerokość strefy zmian mikrostrukturalnych aluminium. wysokie parametry zgrzewania tarciowego powodowały powstanie niekorzystnych zmian w strukturze stopu aluminium. dobór prawidłowych parametrów zgrzewania tarciowego jest zatem kluczowy, aby uzyskać trwałe, jednorodne połączenie. literatura [1] d. özyürek, s. tekeli, a. güral, a. meyveci, m. gürü, “effect of al2o3 amount on microstructure and wear properties of al–al2o3 metal matrix composites prepared using mechanical alloying method”, powder metallurgy and metal ceramics, vol. 49, no 5-6, 2010. [2] w. węglewski, m. basista, a. manescu, m. chmielewski, k. pietrzak, th. schubert: “effect of grain size on thermal residual stresses and damage in sintered chromium-alumina composites: measurement and modeling”, composites part b, 67, 119-124, 2014. [3] m. b. uday, m. n. ahmad fauzi, h. zuhailawati, a.b ismail, “effect of welding speed on mechanical strength of friction welded joint of ysz–alumina composite and 6061 aluminum alloy”, materials science and engineering a 528, 2011. [4] k. pietrzak, d. kaliński, m. chmielewski, t. chmielewski, w. włosiński, and k. choręgiewicz, „processing of intermetallics with al2o3 or steel joints obtained by friction welding technique”, proc. 12th conference of the european ceramic society – ecers xii, stockholm 2011. [5] i.d. parka, ch. t. leeb, h.s. kimc, w. j. choid, m. c. kang, “structural considerations in friction welding of hybrid al2o3-reinforced aluminum composites”, transactions of nonferrous metals society of china volume 21, march 2011. [6] m. hudycz, t. chmielewski, winiarski m., golański d. „właściwości tytanowej powłoki metalizacyjnej osadzanej tarciowo na ceramice aln”, przegląd spawalnictwa, vol. 88, nr 5, s. 29-35, 2016 [7] hudycz m., winiarski m., chmielewski t. „tarciowe metalizowanie ceramiki aln tytanem”, przegląd spawalnictwa, vol. 87, nr 10, s. 31-35, 2015. [8] chmielewski t. “wykorzystanie energii kinetycznej tarcia i fali detonacyjnej do metalizacji ceramiki”. prace naukowe pw, seria mechanika, zeszyt 232, s. 1-155. 2012. [9] j.w. kaczmar, a. kurzawa, “the effect of α-alumina particles on the properties of en ac-44200 al alloy based composite materials”, journal of achievements in materials and manufacturing engineering, vol. 55, issue 1, november 2012. [10] r. władysiak, m. pawlak, “plaster mould casting process of alsi11 alloy”, archives of foundry engineering, issn (1897-3310), volume 9 issue 4, 2009. rys.  9. rozkład twardości na przekroju złącza: al-kompozyt al-30%al2o3-sps fig. 9. microhardness distribution in the cross-section of al alloyal alloy-30%al2o3-sps composite  a)  b)  c) rys.  10. mikrostruktura a) złącza al-al+20%al2o3 – sc, b) stopu alsi11 bez modyfikacji, c) stopu alsi11 po modyfikacji sr, ti oraz b [10] fig. 10. microstructure of: a) al-al+20%al2o3 – sc joint, b) alsi11 alloy without modification, c) alsi11 alloy after sr, ti and b modification [10] 201703_pspaw.pdf 13przegląd  spawalnictwa vol. 89 3/2017 napawanie elementów wymiennika ciepła   austenitycznym drutem proszkowym surfacing of heat exchanger elements using the austenitic flux-cored wire dr inż. grzegorz rogalski; dr inż. dariusz fydrych; mgr inż. karolina prokop-strzelczyńska – politechnika gdańska. autor korespondencyjny/corresponding author: grzrogal@pg.gda.pl streszczenie na potrzeby przemysłu energetycznego produkuje się wymienniki ciepła przeznaczone do eksploatacji w warunkach agresywnych chemicznie, np. w środowisku siarkowodoru. z przyczyn ekonomicznych często stosuje się w takim przypadku materiały bimetaliczne wytwarzane procesami napawania. w artykule przedstawiono wyniki badań nieniszczących, pomiarów twardości, analizy składu chemicznego, pomiarów ferrytu delta oraz badań makroi mikroskopowych próbek ze stali s355j2c+n napawanych drutem proszkowym o strukturze austenitycznej. stwierdzono, że zastosowanie tego procesu umożliwia wykonanie warstw napawanych charakteryzujących się właściwościami spełniającymi założone kryteria. słowa kluczowe: napawanie; drut proszkowy; ferryt; wymiennik ciepła; siarkowodór abstract heat exchangers designed for use in chemically aggressive environments, for example in a hydrogen sulfide, are produced for the energy industry. for this purpose, surfacing of materials is often used, mostly because it is an economical process. this article presents the results of non-destructive testing, hardness measurements, chemical composition analysis, delta ferrite measurements and macroand microscopic observations of specimens of s355j2c+n steel surfaced with austenitic flux-cored wire. it was found, that application of this process allows to perform surfaced layers characterized by properties that meet the established criteria. keywords: surfacing; flux-cored wire; ferrite; heat exchanger; hydrogen sulfide wstęp modyfikowanie powierzchni materiałów metalowych to jeden z kierunków rozwoju technologii spawalniczych [1,2]. związane jest to z możliwością zaimplementowania procesów spawalniczych do nanoszenia warstw wierzchnich poprzez napawanie, natryskiwanie cieplne czy zgrzewanie (np. wybuchowe lub tarciowe) [3÷6]. technologie te są najczęściej stosowane do wytwarzania gotowych wyrobów (np. elementy wchodzące w skład wszczepianych implantów), półwyrobów (blachy, rury, kołnierze płaskie i szyjkowe itp.) oraz napraw i regeneracji. badania nad możliwością wykorzystania technik spawalniczych do napraw i regeneracji były prowadzone w szerokim zakresie. dotyczyły m.in. regeneracji zaworów silników okrętowych metodą napawania plazmowego i laserowego [7,8] i naprawy wyeksploatowanych detali [9]. inne kierunki badań związane są z określeniem zmiennych istotnych wpływających na przebieg procesu nanoszenia warstw, optymalizację parametrów technologicznych oraz uzyskanie optymalnych właściwości metalurgiczno-eksploatacyjnych [10÷16]. półfabrykaty wytworzone na drodze napawania, natryskiwania cieplnego bądź zgrzewania są szeroko stosowane m.in. przemyśle energetycznym. typowymi urządzeniami, które są wytwarzane dla tej branży, są wymienniki grzegorz rogalski, dariusz fydrych, karolina prokop-strzelczyńska przeglad welding technology review ciepła [17,18]. urządzenia te pracują często z agresywnymi chemicznie mediami roboczymi. z tego względu muszą być budowane z odpowiednich materiałów, np. stali wysokostopowych, stopu monel (uns 04400) czy stopów tytanu [17,19÷21]. na rysunku 1 przedstawiono wymiennik ciepła wytworzony przez firmę secespol sp. z o.o. z wężownicą rys. 1. przykład płaszczowego wymiennika ciepła z u-rurową wężownicą produkowanego przez firmę secespol sp. z o.o.: 1 – głowica płaska; 2 – króciec, 3 – płyta sitowa, 4 – płaszcz zbiornika, 5 – wężownica u-rurowa, 6 – dennica kulista [22] fig. 1. shell and tube heat exchanger with u-tube coil produced by secespol: 1 – flat head; 2 – nozzle, 3 – tube-plate, 4 – shell, 5 – u-tube coil, 6 – ellipsoidal head 14 przegląd  spawalnictwa vol. 89 3/2017 tablica i. skład chemiczny i właściwości mechaniczne stali s355j2c+n wg świadectwa odbioru table i. chemical composition and mechanical properties of s355j2c+n steel acc. to inspection certificate skład chemiczny, % c mn si p s cu ni cr mo fe, v, ti, al, n, mb cev 0,164 1,38 0,38 0,019 0,005 0,03 0,03 0,08 0,005 reszta 0,42 właściwości mechaniczne rm, mpa reh, mpa a5, % kv, j 528 393 33,1 -20 °c: 217÷240 u-rurową, w którym płytę sitową (3), kołnierze oraz rury króćców (2) wykonano z zastosowaniem procesu napawania (stale typu p256gh napawano stopiwem austenitycznym). stosowanie ścian sitowych ze stali kotłowych np. p355gh napawanych stopiwem austenitycznym lub platerowanych stalą austenityczną jest podyktowane najczęściej względami ekonomicznymi. połączenia rur austenitycznych ze ścianą sitową w takiej konfiguracji materiałowej wymagają ze względu na parametry pracy i czynnik roboczy szczególnej uwagi. wykonanie takich połączeń powinno być oparte na kwalifikowanej technologii spawania [18]. uzyskanie złączy bez niezgodności spawalniczych wymaga również stosowania rur spełniających wymagania odpowiednich norm przedmiotowych np. pn-en 10217-7 (rury stalowe ze szwem do zastosowań ciśnieniowych. warunki techniczne dostawy. część 7: rury ze stali odpornych na korozję) oraz znajomości mechanizmów wpływających na ich właściwości np. wpływu przesycania [19,20]. należy również zaznaczyć, że na poziom jakości połączenia wpływa jakość procesu napawania ściany sitowej, a to z kolei wymaga szczegółowej analizy procesu. badania własne celem badań była ocena możliwości zastosowania procesu napawania drutem proszkowym do uzyskania warstw wierzchnich o strukturze austenitycznej na podłożu ze stali s355j2c+n spełniających założone kryteria akceptacji. poza wymaganiami normy pn-en iso 15614-7 (specyfikacja i kwalifikowanie technologii spawania metali. badanie technologii spawania. część 7: napawanie) wykonana warstwa musiała spełniać zawężone kryteria akceptacji dla zawartości ferrytu delta wyrażonego liczbą ferrytową fn oraz dla składu chemicznego napoiny. te dodatkowe ograniczenia wynikały ze środowiska pracy dla urządzeń utrzymujących ciśnienie mokrych linii h2s tzw. „serwisu kwaśnego”. plan badań  założony plan badań uwzględniał wymagania pn-en iso 15614-7 (pkt. 7.1, tab. i) dla napawania i składał się z następujących etapów: 1. opracowanie technologii napawania. 2. wykonanie złączy próbnych zgodnie z wymaganiami normy pn-en iso 15614-7. 3. przeprowadzenie badań nieniszczących: badania wizualne (vt), badania penetracyjne (pt), badania ultradźwiękowe (ut), pomiary zawartości ferrytu delta. 4. przeprowadzenie badań niszczących: próba zginania bocznego, pomiary twardości hv10, badanie metalograficzne makroskopowe i mikroskopowe, analiza składu chemicznego warstwy napawanej. wytyczne procesu napawania  napawanie wykonano przy zastosowaniu drutów proszkowych (proces 136). podyktowane było to koniecznością zapewnienia wysokiej wydajności [23] oraz możliwością zaaplikowania kwalifikowanego wpqr do łączenia elementów wykonanych z elementów platerowanych i napawanych. wykonanie prób technologicznych pozwoliło tablica ii. skład chemiczny i właściwości mechaniczne stopiw zastosowanych w badaniach wg świadectwa odbioru table ii. chemical composition and mechanical properties of filler materials in weld deposited acc. to inspection certificate skład chemiczny stopiwa 309lmo, % c si mn p s cr mo ni cu fu 0,035 0,785 1,48 0,031 0,012 23,12 2,8 12,83 0,247 reszta typowe właściwości mechaniczne spoiwa typu 309lmo rm, mpa rp0,2, mpa a5, % kv, j 760 590 32 +20 °c: 50 skład chemiczny stopiwa typu 316l, % c si mn p s cr mo ni cu fu 0,021 0,633 1,72 0,028 0,013 18,88 2,52 12,29 0,074 reszta typowe właściwości mechaniczne stopiwa typu 309lmo  rm, mpa rp0,2, mpa a5, % kv, j 600 490 32 -60 °c: 40 24fn – 309lmo; 10fn – 316l 15przegląd  spawalnictwa vol. 89 3/2017 kształt połączenia kolejność spawania rodzaj prądu / biegunowość: dc (+) 1 warstwa: i=140-145 a; u=28÷29 v; vsp=5,0÷6,5 mm/s 2÷4 warstwa: i=145÷150 a; u=28 ÷29 v; vsp=4,5÷6,5 mm/s gaz osłonowy: pn-en iso 14175: m21 (82% ar + 18% co2) pozycja napawania: pa na ustalenie wartości zmiennych istotnych umożliwiających nanoszenie warstw wierzchnich charakteryzujących się poprawnym wtopieniem, brakiem niezgodności spawalniczych oraz spełnieniem kryteriów akceptacji dla liczby ferrytowej fn oraz składu chemicznego napoiny. jako materiał podstawowy użyto blachy ze stali s355j2c+n o grubości 12,0 mm, tablica i. do wykonania pierwszej warstwy buforowej zastosowano stopiwo typu 309lmo (oznaczenie wg en iso 17633-a: t 23 12 2 l r m21/c1), natomiast dla warstw docelowych stopiwo typu 316l (wg en iso 17633-a: t 19 12 3 l r m21/c1 3). skład chemiczny oraz właściwości wytrzymałościowe stopiw zgodnie ze świadectwem odbioru 3.1 przedstawiono w tablicy ii. wymiary złącza próbnego (250 x 400 mm) oraz obszar wykonania warstwy napawanej (150 x 200 mm) były zgodne z pn-en iso 15614-7 (pkt. 6, rys. 1). ze względu na wymagania dla docelowej grubości napoiny (t = 4,5 mm) wykonano, łącznie z naddatkiem technologicznym na obróbkę wiórowo-ścierną, warstwę napawaną o grubości 6,5 mm. schemat wykonania procesu wraz z zakresem parametrów prądowych przedstawiono w tablicy iii. próbki do badań pobierano zgodnie z rysunkiem 3 normy pn-en iso 15614-7 przedstawiającym usytuowanie próbek do napawania na płycie. kryteria akceptacji dla badań nieniszczących oraz niszczących ustalono na podstawie pkt. 7.5 (kryteria odbioru) wspomnianej normy przedmiotowej. dodatkowo dla liczby ferrytowej kryterium akceptacji ustalono na podstawie specyfikacji technicznej zleceniodawcy, fn musiało mieścić się w zakresie 4÷10 fn. skład chemiczny badanej powierzchni musiał odpowiadać składowi chemicznemu spoiwa typu 316l (t 19 12 3 l r m21/c1 3) wg pn-en iso 17633. tablica iii. zmienne istotne dla procesu napawania table iii. essential variables for surfacing process wyniki badań nieniszczących i ich analiza  badania wizualne wykonano zgodnie z pn-en iso 17637 (badania nieniszczące złączy spawanych. badania wizualne złączy spawanych), badania penetracyjne zgodnie z pn-en iso 3452-1 (badania nieniszczące. badania penetracyjne. część 1: zasady ogólne), a badania ultradźwiękowe według wytycznych pn-en iso 17640 (badania nieniszczące spoin. badania ultradźwiękowe. techniki, poziomy badania i ocena). żadne z badań nie wykazało występowania niezgodności spawalniczych, które są charakterystyczne dla procesu napawania i metody 136, czyli pęknięć powierzchniowych, pęknięć w obszarze wtopienia, pęcherzy gazowych, porów, żużli oraz przyklejeń. świadczy to o poprawnie wykonanych operacjach czyszczenia międzyściegowego, dobrej technice napawania i właściwym doborze parametrów napawania. wykonana płyta próbna spełniła wszystkie kryteria akceptacji stawiane przez normę pn-en 15614-7 (pkt 7.5). wyniki badań niszczących i ich analiza próba zginania próbę zginania przeprowadzono zgodnie z pn-en iso 5173 (badania niszczące spoin w materiałach metalowych. badanie na zginanie). kąt gięcia wynosił 180°. podczas badania nie powinny ujawniać się pojedyncze pęknięcia dłuższe niż 3,0 mm w każdym kierunku. ewentualne pęknięcia zidentyfikowane na narożach nie są poddawane interpretacji. średnica trzpienia gnącego wynosiła 40 mm, a rozstaw rolek 70 mm. w tablicy iv przedstawiono wyniki badań z próby zginania bocznego. tablica iv. wyniki badań z próby zginania bocznego table iv. results from side bend test nr próbki oznaczenie próbki rodzaj próbki wymiar próbki  szerokość x grubość  [mm] wynik badania 1 n-01 sbb 10 x 18,5 pozytywny 2 n-02 sbb 10 x 18,5 pozytywny 16 przegląd  spawalnictwa vol. 89 3/2017 na powierzchniach rozciąganych próbek nie stwierdzono żadnych nieciągłości (naderwań, pęknięć itp.), co potwierdza poprawność doboru parametrów napawania oraz materiałów dodatkowych. brak nieciągłości świadczy również o braku niezgodności wewnętrznych, które generują tego rodzaju defekty. badania metalograficzne makroskopowe  i mikroskopowe badania metalograficzne makroi mikroskopowe wykonano zgodnie z pn-en iso 17639 (badania niszczące spawanych złączy metali. badania makroskopowe i mikroskopowe złączy spawanych). próbkę do badań pobrano zgodnie z rysunkiem 3 normy pn-en iso 15614-7. następnie została ona poddana przygotowaniu poprzez etapowe szlifowanie papierami o odpowiedniej gradacji, a następnie polerowanie i trawienie odczynnikiem adlera (stal niestopowa) i hcl/c6h3n307/c2h5oh (napoina). założono zgodnie z normą kryteria akceptacji: pęknięcia oraz inne niezgodności płaskie, oraz pojedyncze pory większe niż 2 mm nie są akceptowalne. dla badań mikroskopowych nie dopuszcza się również pęknięć dłuższych niż 1,5 mm. napoina (rys. 2) charakteryzuje się równomiernym rozłożeniem poszczególnych ściegów oraz regularną linią wtopienia. nie stwierdzono występowania żadnych niezgodności spawalniczych (pęknięć, wtrąceń żużla, pęcherzy gazowych rys. 2. zgład makroskopowy próbki napawanej fig. 2. cross sections of surfaced sample   a)   b)   c)   d) rys.  3.  mikrostruktury poszczególnych obszarów próbki napawanej: a) materiał rodzimy, b) strefa: napoina – linia wtopienia, c) swc, d) napoina. trawienie stali niestopowej nital / napoina hcl/c6h3n307/c2h5oh fig. 3. microstructures of areas of surfaced sample: a) base material, b) zone: weld bead deposit – fusion line, c) haz, d) weld bead deposit. etching for carbon steel nital / for austenitic bead hcl/c6h3n307/c2h5oh itp.), co świadczy o poprawnie opracowanej technologii oraz dużych umiejętnościach spawacza. następnie wykonano badania metalograficzne mikroskopowe, których wyniki badań przedstawiono na rysunku 3. na rysunku 3a przedstawiono strukturę stali s355j2c+n, która stanowiła materiał podłoża. zidentyfikowaną typową dla tego gatunku materiału strukturę ferrytyczno-perlityczną w układzie pasmowym bez obszarów segregacji. na rysunku 3b widoczny jest obszar napoina-linia wtopienia. w napoinie występuje struktura austenityczna w układzie dendrytycznym. na linii wtopienia występuje struktura o zwiększonym rozroście ziarna. strukturę w swc przedstawiono na rysunku 3c. jest to perlit i ferryt iglasty w układzie widmanstättena, co sugeruje niewielki wzrost twardości. strukturę napoiny stanowi austenit w układzie dendrytycznym, rysunek 3d, w którym nie zidentyfikowano mikropęknięć, ani wydzieleń węglików chromu (cr23c6) na granicach ziaren. świadczy to odpowiedniej ilości wprowadzonego ciepła, która zapewnia właściwe wtopienie, brak niezgodności spawalniczych typu mikropęknięcia, a jednocześnie minimalizuje ryzyko występowania korozji międzykrystalicznej. pomiary twardości pomiary twardości wykonano zgodnie z normą pn-en iso 9015 (badania niszczące złączy spawanych metali. badanie twardości. część 1: badanie twardości złączy spawanych łukowo) wg schematu przedstawionego na rysunku 4. pomiar wykonano metodą vickersa wg pn-en iso 6507-1 (metale. pomiar twardości sposobem vickersa. metoda badań). siła obciążająca wynosiła 98 n (hv10). badania wykonano na twardościomierzu kb 5/10/30/50 bvz. wyniki badań przedstawiono w tablicy v. kryterium akceptacji ustalono na poziomie 380hv10 (bez obróbki cieplnej) zgodnie z normą pn-en iso 15614-7 (tabl. 2) dla materiału podłoża, który zaszeregowany jest do grupy materiałowej 1.2 wg tr iso 15608. rys. 4. schemat pomiaru twardości w próbce napawanej: mr – materiał rodzimy, swc – strefa wpływu ciepła, wb – warstwa buforowa napawana spoiwem 309lmo, wn – warstwy napawane spoiwem 316l fig. 4. scheme of hardness measurements of the surfaced sample: mr – basic material, swc – heat affected zone, wb – buffer layer surfaced with 309lmo, wn – layer surfaced with 316l materiał podstawowy charakteryzuje się typowym rozkładem twardości dla stali o strukturze ferrytyczo-perlitycznej. w obszarze swc uzyskane twardości (231÷247hv10) są poniżej założonego kryterium akceptacji (380hv10) i odpowiadają wymaganiom dla urządzeń utrzymujących ciśnienie mokrych linii h2s. czyli max. 248hv10 bez obróbki cieplnej. uzyskany wynik potwierdza wyniki badań metalograficznych mikroskopowych, gdzie w obszarze swc zidentyfikowano perlit i ferryt iglasty w układzie widmanstättena. w warstwie buforowej oraz warstwach docelowych uzyskano również właściwe wartości. wyniki świadczą o poprawnie zaprojektowanym i przeprowadzonym procesie napawania. 17przegląd  spawalnictwa vol. 89 3/2017 analiza składu chemicznego celem napawania stali niestopowej stopiwem austenitycznym jest uzyskanie warstwy odpornej na korozję. dlatego skład chemiczny napoiny powinien odpowiadać składowi chemicznemu stopiwa zastosowanego w procesie. w analizowanym przypadku uzyskane wartości należy odnieść do wymagań stawianych drutom proszkowym oznaczonym wg pn-en iso 17633-a: t 19 12 3 l r m21/c1 3. pomiar wykonano dla wysokości warstwy 4,5 mm, ponieważ taka grubość jest przewidziana do eksploatacji. do analizy składu chemicznego użyto spektrometru foundry-master xpert (metoda analizy fe300). wyniki badań przedstawiono w tablicy vi. na podstawie wykonanych pomiarów można stwierdzić, że skład chemiczny warstwy napawanej mieści się w granicach ustalonych normą przedmiotową. można zatem wnioskować, że właściwości eksploatacyjne będą spełniały wymagania dla czynnika roboczego h2s. tablica v. wyniki pomiarów twardości table v. hardness distribution across surfaced sample miejsce  pomiaru mr mr mr swc swc swc wb wb wb wn wn wn punkt  pomiarowy 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 wynik  pomiaru 155 157 162 246 247 231 215 204 209 203 193 202 tablica vi. wyniki pomiaru składu chemicznego w warstwie napawanej table vi. results of chemical composition measurement of the surfaced sample zawartość pierwiastków badanej powierzchni, % fe c si mn p s cr ni mo cu reszta 63,2 0,029 0,73 1,54 0,028 0,008 18,4 12,8 2,85 0,06 0,355 dopuszczalne wartości pierwiastków stopowych dla stopiwa 19 12 3 l wg pn-en iso 17633, %  – 0,04 1,2 2,0 0,03 0,025 17,0-20,0 10,0-13,0 2,5-3,0 0,5 – tablica vii. wyniki badań pomiaru zawartości ferrytu delta wyrażonego liczbą ferrytową (fn) table vii. results of delta ferrite measurements expressed by the ferrite number (fn) punkty pomiarowe 1 2 3 4 5 6 wartości   zmierzone 6,42 7,27 5,13 6,94 8,58 7,69 kryterium   akceptacji 4÷10 fn wynik   pomiaru pozytywny pozytywny pozytywny pozytywny pozytywny pozytywny pomiary liczby ferrytowej fn pomiar liczby ferrytowej fn to jeden z elementów badań, który służy weryfikacji wykonanego procesu napawania w odniesieniu do odporności korozyjnej w środowisku czynnika roboczego, w rozpatrywanym przypadku: h2s. dla napawania stopiwem typu 316l zawartość ferrytu zawężona jest do zakresu 4÷10 fn. badania wykonano zgodnie z pn-en iso 8249 (spawanie. określanie liczby ferrytu (fn) w stopiwie nierdzewnych chromowo-niklowych stali austenitycznych i ferrytyczno-austenitycznych dupleks). do badań zastosowano ferrytoskop feritscope fmp30 ze wzorcem ferrit no.: 0442. badania przeprowadzono w dwóch punktach na początku warstwy napawanej (1,2), następnie w dwóch punktach w środkowej części (3,4) oraz w dwóch punktach na końcu napoiny (5,6), przy czym wyniki pomiarów przedstawiono w tablicy vii jako średnią z trzech wartości. 18 przegląd  spawalnictwa vol. 89 3/2017 literatura [1] chmielewski t.: projektowanie procesów technologicznych – spawalnictwo. oficyna wydawnicza politechniki warszawskiej, warszawa 2013. [2] chmielewski t., golański d.: znaczenie spawalnictwa w procesie remanufacturingu. przegląd spawalnictwa 6/2011. [3] rogalski g., fydrych d., walczak w.: zastosowanie zgrzewania wybuchowego do wytwarzania kompozytów metalowych z osnową aluminiową. przegląd spawalnictwa 6/2013. [4] pocica n., tuz l.: ocena mikrostruktury i wybranych własności mechanicznych złączy zgrzewanych wybuchowo po obróbce cieplnej. przegląd spawalnictwa 4/2016. [5] znamirowski z., kozerski s., łatka l., pawłowski l.: wpływ przygotowania powierzchni na elektronową emisję polową powłok tio2 natryskanych plazmowo z zawiesin. przegląd spawalnictwa 3/2015. [6] chmielewski t., golański d., włosiński w., zimmerman j.: utilizing the energy of kinetic friction for the metallization of ceramics. bulletin of the polish academy of sciences technical sciences 1/2015. [7] smoleńska h., kończewicz w., łabanowski j.: regeneracja zaworów silników okrętowych metodą napawania plazmowego. przegląd spawalnictwa 9/2011. [8] smoleńska h., łabanowski j., kończewicz w.: regeneration of marine engine valves using laser surfacing. welding international 2/2016. [9] kik t., górka j., czupryński a., martyniszyn a.: napawanie krawędzi przedmiotów metodami tig i pta. przegląd spawalnictwa 9/2011. [10] gontarz g., golański d., chmielewski t.: powłoki intermetaliczne otrzymywane w procesie przetapiania i stopowania. przegląd spawalnictwa 9/2015. [11] pfeifer t., czwórnóg b.: the effect of plasma surfacing parameters on the geometry and structure of overlay welds. institute of welding bulletin 4/2015. [12] bęczkowski r., gucwa m.: kwalifikowanie napawania warstw trudnościeralnych pracujących w warunkach przemysłu cementowego. przegląd spawalnictwa 9/2015. [13] krajewski a., hudycz m., grześ j.: wpływ drgań ultradźwiękowych na kształt i strukturę napoin ze stopu aluminium wykonanych metodą mig. przegląd spawalnictwa 6/ 2014. [14] tuz l., mrozek m.: ocena wpływu kąta pochylenia elektrody na kształt napoiny. mechanik 10/2012. [15] skorupa a., góral t.: wpływ technologicznych parametrów napawania na geometrię napoin z brązu układanych na podłożu stalowym metodą mig. przegląd spawalnictwa 3/2012. [16] bober m., senkara j.: mikrostruktura kompozytowych powłok ni-zrc napawanych plazmowo. przegląd spawalnictwa 10/2015. [17] rogalski g., prokop k., fydrych d., łabanowski j.: badania złączy spawanych bimetalu zgrzewanego wybuchowo stali niestopowej grade 60 ze stopem monel 400. przegląd spawalnictwa 6/2014. [18] rogalski g., fydrych d.: kwalifikowanie technologii spawania wg pn-en iso 15614-8 na przykładzie płyt sitowych w u-rurowych wymiennikach ciepła. przegląd spawalnictwa 2/2012. [19] rogalski g, łabanowski j., fydrych d., świerczyńska a.: wpływ obróbki cieplnej na właściwości spawanych austenitycznych rur wymienników ciepła. przegląd spawalnictwa 6/2014. [20] świerczyńska a., rogalski g., fydrych d.: badania struktury i właściwości spawanych austenitycznych rur wymienników ciepła. przegląd spawalnictwa 5/2010. [21] rogalski g., fydrych d., landowski m., łabanowski j.: spawalność tytanu grade 2 na przykładzie płaszczowo-rurowego wymiennika ciepła. przegląd spawalnictwa 10/2015. [22] www.secespol.com.pl [23] świerczyńska a.: effect of technological factors on diffusing hydrogen content in the weld deposit of rutile flux-cored wires. institute of welding bulletin 5/2013. wnioski 1. możliwe jest wykonanie warstw napawanych przy zastosowaniu materiału dodatkowego w postaci drutu proszkowego (proces 136), które spełniają kryteria akceptacji normy pn-en iso 15614-7 oraz wymagania dla urządzeń eksploatowanych w środowisku h2s. 2. badania nieniszczące nie wykazały występowania niezgodności spawalniczych, co potwierdziła próba zginania bocznego oraz badania metalograficzne makroskopowe. 3. badania metalograficzne mikroskopowe ujawniły właściwe struktury w obszarze linii wtopienia, swc oraz napoinie. w swc zidentyfikowano perlit i ferryt iglasty w układzie widmanstättena, w napoinie strukturę austenityczną w układzie dendrytycznym. w linii wtopienia nie zaobserwowano mikropęknięć i mikro wtrąceń. dla zastosowanych powiększeń nie stwierdzono występowania węglików chromu cr23c6. 4. nie wykazano nieakceptowalnego wzrostu twardości w obszarze swc, a uzyskane wartości (231÷247hv10) są niższe od przyjętego kryterium akceptacji 380hv10. 5. pomiary zawartości ferrytu delta oraz analiza składu chemicznego na powierzchni napawanej pozwalają stwierdzić, że uzyskana warstwa charakteryzuje się właściwą odpornością na korozję. autorzy.dziękują.firmie.secespol.sp ..z.o .o ..z.nowego.dworu.gdańskiego.. za.wykonanie.złączy.próbnych.wykorzystanych.w.badaniach wykonane pomiary dają podstawę do stwierdzenia, że zawartość ferrytu (liczba fn) mieści się w granicach ustalonego kryterium akceptacji. zauważono wzrost wartości liczby fn na początku i końcu napawania. spowodowane jest to mniej stabilnymi parametrami napawania w porównaniu do środkowej części napoiny. taka niestabilność może prowadzić do większej ilości wprowadzonego ciepła, co może wydłużać czas stygnięcia i w konsekwencji prowadzić do wzrostu liczby fn. należy jednak podkreślić, że uzyskane wyniki dla każdego badanego obszaru mieszczą się w przyjętym zakresie. świadczy to o poprawnie dobranej ilości wprowadzonego ciepła, która wynika z parametrów prądowych oraz prędkości napawania. 201211_pspaw.pdf 29przegląd spawalnictwa 11/2012 krzysztof luksa jakub fitrzyk edward szpakowski analiza parametrów spawania gma metodą wykrywania zakłóceń procesu spawania analyze of gma welding parameters as  a method of weld disturbance detection dr inż. krzysztof luksa, mgr inż. jakub fitrzyk – politechnika śląska, gliwice, inż. edward szpakowski – somar s.a. streszczenie przedstawiono metodę opracowania wyników monitorowania procesu spawania gma umożliwiającą lokalizację zakłóceń procesu spawania. jako zakłócenie zastosowano warstwę farby na powierzchni rowka spawalniczego, której produkty spalania w łuku spawalniczym mogą spowodować powstanie niezgodności typu pustka gazowa. w czasie spawania rejestrowano parametry spawania i badano wpływ wprowadzonego zakłócenia na spadek napięcia łuku i wartość natężenia prądu w metodzie gma. badano cechy statystyczne rejestrowanych sygnałów i wykazano, że wartość wariancji parametrów spawania obliczana w próbkach może być wykorzystana do lokalizacji obszarów, w których występują zakłócenia. możliwa jest także ocena stopnia nasilenia wprowadzonego zakłócenia. uzyskane wyniki porównano z kartami rozstępu shewharta. abstract a method of location of the gma welding process disturbance by analyzing the results of monitoring of wel ding parameters was presented. a layer of paint on the surface of welding groove was used as a disturbance. this kind of disturbance can produce gas voids in the weld. the influence of applied disturbance on arc voltage and welding current was examined. statistical features of recorded welding current and voltage were tested and it was proved that value of variance of welding parameters calculated in samples can be used to locate area where disturbance was introduced. the estimation of disturbance intensity can also be explored. results were compared with shewhart’s statistical quality control carts. wstęp jakość złącza wykonanego w procesie spawania można zazwyczaj ocenić dopiero po jego wykonaniu i przeprowadzeniu badań. w wielu przypadkach, zwłaszcza na zmechanizowanych i zrobotyzowanych stanowiskach spawalniczych, jakość złącza powinna być oceniana w czasie jego wykonywania, bezpośrednio na stanowisku spawalniczym. na liniach produkcyjnych rur spawanych wykorzystuje się w tym celu badania ultradźwiękowe lub radiograficzne, a ostatnio coraz częściej metody termograficzne. na stanowiskach do spawania laserowego do potwierdzenia jakości złącza stosuje się często spektrometry. metoda monitorowania procesu spawania łukowego, polegająca na rejestracji i analizie parametrów spawania, jest metodą pośrednią, ponieważ jest monitorowany proces spawania, a nie jakość spawanego złącza. taki sposób postępowania zakłada, że istnieje zależność pomiędzy jakością procesu spawania, którą można utożsamiać ze stabilnością procesu jarzenia łuku spawalniczego a jakością złącza spawanego. analiza sygnałów rejestrowanych w obwodzie spawania łukowego umożliwia wykrycie zmian stanu łuku spawalniczego charakterystycznych dla przejścia od stabilnego jarzenia łuku w optymalnym zakresie parametrów spawania do niestabilnego jarzenia łuku spawalniczego. zakłada się jednocześnie, że niestabilne jarzenie łuku może powodować powstawanie niezgodności spawalniczych, a wykrycie obszaru niestabilnego 30 przegląd spawalnictwa 11/2012 jarzenia łuku pomaga zlokalizować niezgodności występujące w złączu i określić przyczyny ich powstania. w artykule przedstawiono wyniki badań wpływu zakłóceń procesu spawania metodą gma na przebiegi napięcia łuku i natężenia prądu spawania. jako zakłócenie zastosowano warstwę farby na powierzchni spawanych blach. dotychczasowe badania do podstawowych parametrów spawania metodą gma należą: natężenie prądu spawania, napięcie łuku, prędkość podawania drutu oraz rodzaj i natężenie przepływu gazu osłonowego. urządzenia monitorujące rejestrują parametry spawania, a system monitorujący sprawdza, czy ich wartości mieszczą się w zakresie dopuszczalnym – jeżeli tak, to uznaje się, że proces spawania przebiega stabilnie, a jakość monitorowanego złącza spawanego odpowiada jakości złącza próbnego [1]. dopuszczalny zakres zmian parametrów spawania ustala się na podstawie wcześniej wykonanych prób spawania lub metodami statystycznej kontroli jakości [2]. metody te są wykorzystywane do lokalizacji zakłócenia, natomiast nie zapewniają określenia jego rodzaju i związanej z zakłóceniem niezgodności spawalniczej [3, 4]. do identyfikacji zakłóceń stosuje się metody sztucznej inteligencji [5, 6]. w literaturze można znaleźć wiele cech parametrów spawania, które można wykorzystać do oceny stanu procesu spawania. proponowane jest badanie częstości zwarć, czasów jarzenia łuku i zwarcia lub wartości natężenia prądu zwarcia [7]. bez względu na wybraną cechę monitorowanych parametrów spawania, skuteczną metodą jest porównywanie jej wartości w zakresie prawidłowego przebiegu procesu z wartością w analizowanym obszarze. zmiana wartości cech statystycznych sygnałów rejestrowanych w procesie monitorowania nie jest równoważna z wystąpieniem niezgodności w monitorowanym złączu spawanym. stosowana w statystycznej kontroli jakości jako miara stabilności procesu odległość ±3б pomiędzy liniami kontrolnymi a linią centralną nie zawsze sprawdza się w monitorowaniu procesów spawania, ponieważ rozkłady statystyczne rejestrowanych parametrów spawania i ich cech statystycznych często nie są rozkładami normalnymi. jeżeli na podstawie badania cech statystycznych monitorowanych parametrów spawania będą podejmowane decyzje o akceptacji lub odrzuceniu złącza spawanego, próg czułości należy ustalić eksperymentalnie [3, 4]. zakres badań przeprowadzono badania, których celem było wykrycie zakłócenia procesu spawania gma spowodowanego warstwą farby na powierzchni rowka spawalniczego, przez analizę przebiegów parametrów spawania. wykonano spoinę wzorcową, bez zakłóceń i niezgodności oraz spoinę z niezgodnościami, które powstały w miejscach wprowadzenia zakłóceń w jarzeniu łuku w metodzie gma. spoinę wzorcową wykonano, w celu uzyskania poziomu odniesienia. w czasie wykonywania spoin rejestrowano przebiegi czasowe napięcia łuku i natężenia prądu spawania oraz natężenia przepływu gazu osłonowego i prędkości podawania drutu elektrodowego. badania wykonano dla wartości natężenia prądu spawania 150, 225 i 300 a. w artykule przedstawiono wyniki badań dla natężenia prądu 150 a (w zakresie zwarciowego przenoszenia metalu przez łuk). dla pozostałych wartości natężenia prądu wyniki były zbliżone. obecność niezgodności (lub ich brak) potwierdzono badaniami radiograficznymi i metalograficznymi makroskopowymi przekroju poprzecznego złączy. analizę zarejestrowanych parametrów spawania prowadzono przez porównanie wartości cech statystycznych zarejestrowanych parametrów spawania w obszarach, w których wprowadzono zakłócenie łuku spawalniczego, z tymi w których nie wprowadzono zakłócenia łuku. opis doświadczeń badania wykonano na próbkach ze stali s235jr o grubości 8 mm i wymiarach 120x150 mm. w próbkach wyfrezowano rowek spawalniczy o kącie 60º i głębokości 4 mm, w celu uzyskania podobnych warunków wykonania spoiny czołowej jak w rzeczywistym złączu spawanym (rys. 1). spoiny wykonano metodą gma na zrobotyzowanym stanowisku spawalniczym, w pozycji podolnej, drutem g3si1 tablica i. nastawione parametry wykonania spoin blach s235jr metodą gma na zrobotyzowanym stanowisku spawalniczym table i. set parameters s235jr steel plate welding with the use the robotic gma welding station natężenie prądu, a napięcie łuku, v prędkość spawania, mm/s energia liniowa spawania, kj/mm 150 16,5 5,56 0,38 uwagi: gaz osłonowy 82% ar + 18% co2, natężenie przepływu 22 l/min, drut elektrodowy g3si1 o średnicy 1,2 mm, wolny wylot elektrody 18 mm. rys. 1. wymiary złącza próbnego i usytuowanie zakłóceń w badanym złączu fig. 1. dimensions of the test plate and site of disturbances in the welded joint 31przegląd spawalnictwa 11/2012 średnicy 1,2 mm, w osłonie mieszanki m21 (82% ar + 18% co2) (tabl. i). długość spoin wynosiła 130 mm. zakłócenie w postaci warstwy farby wprowadzono na trzech stopniach nasilenia (jedna, dwie i trzy warstwy farby), w ściśle określonych strefach na długości spoiny (rys. 1). rejestracja parametrów spawania parametry spawania rejestrowano urządzeniem rps-2 firmy somar (rys. 2) [8]. umożliwia ono rejestrację parametrów spawania metodami gma, gta i saw, z możliwością jednoczesnej rejestracji innych parametrów, np. temperatury. parametry szybkozmienne, np. napięcie łuku i natężenie prądu spawania, są rejestrowane z większymi szybkościami niż parametry wolnozmienne, np. natężenie przepływu gazu lub prędkość podawania drutu (rys. 3). ustawienie parametrów pracy rejestratora odbywa się w programie konfiguracyjnym zainstalowanym w komputerze, który łączy się z urządzeniem monitorującym przez połączenie sieciowe. po ustawieniu parametrów rejestrator rps-2 może pracować samodzielnie. rozpoczęcie i zakończenie rejestracji parametrów spawania jest automatyczne, sterowane zmianą natężenia prądu spawania, napięcia łuku lub prędkości podawania drutu. zapisane w pamięci rejestratora wyniki mogą być przeniesione do komputera przez sieć lub za pomocą pamięci typu flash (np. pendrive). stan zapełnienia pamięci rejestratora jest wyświetlany na ekranie. w czasie wykonywania złączy próbnych rejestrowano napięcie łuku i natężenie prądu spawania z częstotliwością 10 khz, a prędkość podawania drutu i natężenie przepływu gazu osłonowego z częstotliwością 1 khz. wyniki badań spoina wzorcowa spoina wzorcowa (bez zakłóceń i niezgodności) została wykonana w celu ustalenia poziomu odniesienia, z którym można porównywać wyniki rejestracji parametrów spawania w czasie wykonywania spoin z zakłóceniami i niezgodnościami. wysoką jakość spoiny, stabilny przebieg procesu oraz brak niezgodności w spoinach wzorcowych potwierdzono badaniami wizualnymi, metalograficznymi makroskopowymi i radiograficznymi (rys. 4). prawidłowy, regularny układ łusek na licu oraz kształt przekroju poprzecznego spoiny wzorcowej wskazują na poprawny przebieg procesu spawania. badania radiograficzne potwierdziły brak niezgodności w spoinie, z wyjątkiem braku pełnego wtopienia rys. 2. system monitorowania parametrów spawania rps-2 fig. 2. rps-2 system for monitoring the welding parameters rys. 3. ekran ustawiania parametrów pracy urządzenia monitorującego rps-2 fig. 3. screen for setting the working parameters of monitoring system rps-2 rys. 4. lico i przekrój poprzeczny spoiny wzorcowej wykonanej na zrobotyzowanym stanowisku spawalniczym metodą gma. parametry spawania: i = 150 a, u = 16,5 v, v = 5,56 mm/s, we = 18 mm. materiał blach s253jr. drut g3si1 o średnicy 1,2 mm. gaz osłonowy 82% ar + 18% co2 – 22 l/min fig. 4. picture of the weld face and transverse section of the reference weld produced in a robotic welding cell. gma welding parameters: i = 150 a, u = 16,5 v, v = 5,56 mm/s, we = 18 mm. plates material s253jr. welding wire g3si1 of diameter 1,2 mm. shielding gas 82% ar + 18 % co2 – 22 l/min 32 przegląd spawalnictwa 11/2012 spoiny, co nie było rozważane w prowadzonych badaniach (rys. 4). wykres zarejestrowanych parametrów spawania potwierdza stabilny przebieg procesu (rys. 6, tabl. ii). spoina z zakłóceniem w postaci warstwy farby zakłócenia procesu spawania powodujące powstanie niezgodności w spoinach wprowadzano w sposób kontrolowany co do położenia i nasilenia zakłóceń (rys. 1). jako zakłócenie procesu spawania wprowadzono warstwę farby na powierzchnię rowka spawalniczego. stopień nasilenia zakłócenia zmieniano, nanosząc trzy, dwie i jedną warstwę farby w kolejnych obszarach (rys. 1). wpływ zakłóceń na jakość złącza badano metodą wizualną (rys. 5). przeprowadzono także badania metalograficzne makroskopowe (rys. 5) i radiograficzne. nie we wszystkich przypadkach stopień nasilenia wprowadzonych zakłóceń był wystarczający, aby spowodować powstanie niezgodności (rys. 5). tablica ii. rzeczywiste wartości napięcia łuku i natężenia prądu spawania w czasie wykonywania spoin oraz obliczone wartości cech statystycznych zarejestrowanych parametrów spawania table ii. values of welding voltage and welding current measured during execution of welds and calculated values of statistical features of recorded welding parameters nr serii natężenie prądu, a napięcie łuku, v wartość średnia odchylenie standardowe rozstęp wartość średnia odchylenie standardowe rozstęp i_150 142,3 42,1 440 19,95 6,23 46,6 i_150f 155,8 68,8 524 19,73 10,54 48,5 uwagi: i_150 – parametry spawania spoiny wzorcowej, i_150f – parametry spawania spoiny z zakłóceniami. rys. 6. natężenie prądu i napięcie łukuzarejestrowane w czasie wykonywania spoiny wzorcowej. spawanie metodą gma, drutem g3si1 o średnicy 1,2 mm w osłonie 82% ar + 18% co2. parametry spawania: i = 150 a, u = 16,5 v, v = 5,56 mm/s, we = 18 mm fig. 6. plots of welding current and welding voltage recorded during execution of the reference weld. gma welding with g3si1 welding wire of diameter 1,2 mm in 82% ar + 18% co2 gas shield. welding parameters: i = 150 a, u = 16,5 v, v = 5,56 mm/s, we = 18 mm rys. 7. napięcie łuku (a) i natężenie prądu spawania (b) zarejestrowane w czasie wykonywania spoiny wzorcowej. parametry rejestrowano z częstotliwością 10 khz i uśredniono w podzbiorach o liczności 1000 próbek. spawanie metodą gma, drutem g3si1 o średnicy 1,2 mm w osłonie ar + 18% co2. parametry spawania: i = 150 a, u = 16,5 v, v = 5,56 mm/s, we = 18 mm fig. 7. welding voltage (a) and welding current (b) recorded during execution of reference weld. parameters were recorded with speed of 10 khz and averaged in subsets of 1000 samples. gma welding with g3si1 welding wire of diameter 1,2 mm in 82% ar + 18% co2 gas shield. welding parameters: i = 150 a, u = 16,5 v, v = 5,56 mm/s, we = 18 mm rys. 5. lico i przekrój poprzeczny spoiny wykonanej metodą gma z zakłóceniem w postaci warstwy farby, wykonanej na zrobotyzowanym stanowisku spawalniczym. parametry spawania: i = 150 a, u = 16,5 v, v = 5,56 mm/s, we = 18 mm. materiał blach s253jr. drut g3si1 o średnicy 1,2 mm. gaz osłonowy: 82% ar + 18% co2 – 22 l/min fig. 5. the weld face and transverse section of the weld with imperfections caused by layer of paint, produced in a robotic welding cell. gma welding parameters: i = 150 a, u = 16,5 v, v = 5,56 mm/s, we = 18 mm. plates material s253jr. welding wire g3si1 of diameter 1,2 mm. shielding gas: 82% ar + 18% co2 – 22 l/min wyniki monitorowania procesu spawania wykresy przedstawiające przebiegi napięcia łuku i natężenia prądu spawania metodą gma spoiny wzorcowej zarejestrowane z szybkością 10 khz wskazują na stabilny, niezakłócony proces jarzenia łuku (rys. 6). czas spawania, s czas spawania, s n at ęż en ie p rą du , a n ap ię ci e sp aw an ia , v a) b) 33przegląd spawalnictwa 11/2012 rys. 8. napięcie łuku i natężenie prądu spawania zarejestrowane w czasie wykonywania spoiny z zakłóceniem w postaci warstwy farby na powierzchni rowka spawalniczego. spawanie metodą gma, drutem g3si1 o średnicy 1,2 mm w osłonie 82% ar + 18% co2. parametry spawania: i = 150 a, u = 16,5 v, v = 5,56 mm/s, we = 18 mm fig. 8. plots of welding current and welding voltage recorded during execution of the weld with layer of paint as disturbance. gma welding with g3si1 welding wire of diameter 1,2 mm in 82% ar + 18% co2 gas shield. welding parameters: i = 150 a, u = 16,5 v, v = 5,56 mm/s, we = 18 mm rys. 9. napięcie łuku (a) i wariancja napięcia łuku (b). napięcie łuku rejestrowano w czasie wykonywania spoiny z zakłóceniem w postaci farby z częstotliwością 10 khz i uśredniono w podzbiorach o liczności 1000 próbek. zaznaczono obszary wprowadzania zakłóceń. spawanie metodą gma, drutem g3si1 o średnicy 1,2 mm w osłonie 82% ar + 18% co2. parametry spawania: i = 150 a, u = 16,5 v, v = 5,56 mm/s, we = 18 mm fig. 9. welding voltage (a) and variance of welding voltage (b). welding voltage was recorded during execution of the weld with layer of paint as disturbance, with speed of 10 khz and averaged in subsets of 1000 samples. areas with applied paint are marked. gma welding with g3si1 welding wire of diameter 1,2 mm in 82% ar + 18% co2 gas shield. welding parameters: i=150 a, u=16,5 v, v = 5,56 mm/s, we=18 mm rys. 10. natężenie prądu spawania (a) i wariancja natężenia prądu spawania (b). natężenie prądu rejestrowano w czasie wykonywania spoiny z zakłóceniem w postaci farby z częstotliwością 10 khz i uśredniono w podzbiorach o liczności 1000 próbek. zaznaczono obszary wprowadzania zakłóceń. spawanie metodą gma, drutem g3si1 o średnicy 1,2 mm w osłonie 82% ar + 18% co2. parametry spawania: i = 150 a, u = 16,5 v, v = 5,56 mm/s, we = 18 mm fig. 10. welding current (a) and variance of welding current (b). welding current was recorded during execution of the weld with layer of paint as disturbance, with speed of 10 khz and averaged in subsets of 1000 samples. areas with applied paint are marked. gma welding with g3si1 welding wire of diameter 1,2 mm in 82% ar + 18% co2 gas shield. welding parameters: i = 150 a, u = 16,5 v, v = 5,56 mm/s, we = 18 mm rys. 11. karta rozstępu napięcia łuku (a) i natężenia prądu spawania (b) uśrednionego wstępnie w podzbiorach o liczności 1000 próbek. liczność próbki w karcie rozstępu n = 5 fig. 11. control chart of ranges of welding voltage (a) and welding current (b) initially averaged in subplots of 1000 samples. number of samples in the range chart n = 5 stabilny przebieg procesu potwierdzają także wykresy parametrów uśrednionych w próbkach zawierających 1000 pomiarów (rys. 7). z wykresów usunięto początek i koniec rejestracji, które odpowiadają niestabilnemu jarzeniu łuku. przebiegi napięcia i natężenia prądu spawania zarejestrowane w czasie wykonywania spoiny z farbą na powierzchni rowka spawalniczego wskazują, że parametrem, który reaguje na wprowadzone zakłócenie, jest natężenie prądu spawania (rys. 8). w celu ujawnienia miejsca wprowadzenia zakłóceń obliczono wartości cech statystycznych sygnałów w próbkach zawierających 1000 pomiarów. wykresy wartości średnich i wariancji napięcia i natężenia prądu spawania przedstawiają porównanie wartości cech statystycznych w obszarach bez zakłóceń z wartościami cech statystycznych w obszarach z zakłóceniami (rys. 9 i 10). wartości średnie i wariancję napięcia i natężenia prądu spawania obliczono w próbkach zawierających 1000 pomiarów, co odpowiada 0,1 s. wykresy te wskazują, że istnieje zależność pomiędzy wartościami cech statystycznych zarejestrowanych parametrów spawania, a zakłóceniami procesu spawania. obszary, w których wprowadzono zakłócenia procesu spawania, są szczególnie widoczne na wykresach wariancji parametrów spawania (rys. 9 i 10). karty statystycznej kontroli jakości shewharta umożliwiają wskazanie próbek, które statystycznie nie spełniają założenia o stabilnym przebiegu procesu oraz uwzględniają prawdopodobieństwo popełnienia błędu takiej klasyfikacji, lecz także mogą być wykorzystane do lokalizacji obszarów, w których proces spawania przebiega niestabilnie. w kartach tych następuje porównanie aktualnej wartości cechy statystycznej monitorowanego parametru spawania z wartościami średnimi obliczonymi dla całego złącza (rys. 11). badania kart średniej, rozstępu i odchylenia standardowego wykazały, że zakłócenie w postaci warstwy farby najwyraźniej ujawnia się na kartach rozstępu, zarówno dla napięcia, jak i natężenia prądu spawania (rys. 10). czas spawania, s czas spawania, s n at ęż en ie p rą du , a n ap ię ci e sp aw an ia , v a) b) a) b) a) b) n ap ię ci e sp aw an ia , v n ap ię ci e pr ąd u, a n ap ię ci e, w ar ia nc ja czas spawania, sczas spawania, s czas spawania, sczas spawania, s nr próbki nr próbki n ap ię ci e sp aw an ia , r oz st ęp , v n ap ię ci e pr ąd u, r oz st ęp , a 34 przegląd spawalnictwa 11/2012 podsumowanie przedstawione wyniki badań wskazują, że analizując wartości cech statystycznych rejestrowanych parametrów spawania metodą gma, można zlokalizować obszary, w których proces spawania ulega zakłóceniu. zakłócenia procesu jarzenia łuku metodą gma o znacznym nasileniu mogą być widoczne bezpośrednio na wykresach napięcia łuku lub natężenia prądu spawania (rys. 8). wykresy te mogą powstawać przy użyciu rejestratora rps-2. przy starannym doborze wartości progowych parametrów spawania miejsca wystąpienia zakłóceń będą wskazane przez program rps reader, w który wyposażony jest rejestrator. jeżeli intensywność zakłócenia nie jest zbyt duża, pomocne mogą być metody przedstawione w artykule. można wykorzystać metodę porównywania wartości cech statystycznych obszarów bez zakłóceń z wartościowymi cech w obszarach z zakłóceniami oraz metody stosowane w statystycznej kontroli jakości. wszystkie obszary wprowadzonego zakłócenia wykryto, porównując wariancję napięcia łuku i natężenia prądu spawania w miejscach, w których wprowadzono zakłócenie, z obszarami bez zakłóceń literatura [1] blakeley p.: who should be using arc monitoring. welding and metal fabrication 1990, no. 5, s. 268-272. [2] pn-iso 8258:1996 + ac1 karty kontrolne shewharta. [3] adolfson s., bahrami a., blomsjo g., claesson i.: on-line quality monitoring in short-circuit gas metal arc welding. welding journal, 1999. no 2, s. 59-73s. [4] quinn t.p., smith c., mc cowan c.n.: arc sensing for defects in constant-voltage gas metal arc welding. welding journal, 1999, no 9, s. 322-328. [5] wu c.s., polte t., rehfeldt d.: a fuzzy logic system for process monitoring and quality evaluation in gmaw. welding journal, 2001, no. 2, s. 33-37. (rys. 10). w badaniach wykorzystano warstwę farby jako zakłócenie procesu spawania, lecz przedstawione metody analizy monitorowanych parametrów spawania będą także skuteczne w przypadku innych zakłóceń, które destabilizują jarzenie łuku w metodzie gma, takich jak warstwa smaru, brak gazu osłonowego itp. inne zakłócenia procesu spawania mogą wymagać odmiennych metod analizy parametrów spawania. uzyskane wyniki wskazują, że metody statystyczne nie mogą być stosowane do identyfikacji zakłóceń lub spowodowanych nimi niezgodności. do tego celu stosowane są metody sztucznej inteligencji. karty statystycznej kontroli jakości nie wskazują miejsca zakłócenia o najmniejszym nasileniu (rys. 11). ważny jest także stosunek obszaru bez zakłóceń do obszaru z zakłóceniami. jeżeli obszar zakłóceń będzie zbyt duży, mogą one pozostać nie wykryte, ponieważ odległość między górną i dolną linią graniczną będzie zbyt duża. w przypadku niektórych kart statystycznych należy także spełnić założenie, że w momencie rozpoczęcia analizy proces przebiega stabilnie. [6] dilthey u., hichri h.: structure of a monitoring and control system for the on-line checking of gma welding processes on the basis of a neuro-fuzzy architecture. welding and cutting, 2003, no. 6, s. 316-321. [7] luksa k.: influence of weld imperfection on short circuit gma welding arc stability. journal of materials processing technology, 2006, vol. 175, no 1/3, s. 285-290. [8] http://www.somar.com.pl/oferta/monitorowanie-procesowspawania od kilku lat w zakładzie inżynierii spajania politechniki warszawskiej prowadzone są badania zależności pomiędzy zjawiskami zachodzącymi w łuku spawalniczym w różnych odmianach metody mag, a parametrami elektrycznymi układu łuk urządzenie spawalnicze. jednym z etapów były badania stabilności układu łuk urządzenie zasilające, prowadzone w warunkach kontrolowanych, sztucznie wywoływanych zakłóceń przebiegu procesu spawania. próbom towarzyszyły zaawansowane rejestracje sposobów przechodzenia metalu w przestrzeni łukowej z końca topiącej się elektrody do jeziorka ciekłego metalu filmowanego szybką kamerą, zsynchronizowanego z przebiegami prądu spawania i napięcia łuku. w artykule omówiono najważniejsze założenia techniczne unikalnej formy rejestracji oraz pierwsze analizy otrzymanych wyników badań. przedstawione rezultaty otrzymano w ramach pracy naukowej finansowanej ze środków budżetowych na naukę w latach 2010 – 2013 jako projekt badawczy własny ministra nauki i szkolnictwa wyższego nr n n503 206339. zapowiedź wydawnicza paweł cegielski, krzysztof skrzyniecki, andrzej kolasa, paweł kołodziejczak badanie stabilności układu łuk–urządzenie zasilające w warunkach kontrolowanych zakłóceń przebiegu spawania artykuł zostanie opublikowany w jednym z kolejnych numerów przeglądu spawalnictwa. ps 3 2018 www 1 52 przegląd  spawalnictwa vol. 90 3/2018 wybrane aspekty bioinspiracji w rozwoju przemysłu selected sides of bioinspiration in the industrial development prof. dr hab. inż. adam ruszaj – politechnika krakowska oraz państwowa wyższa szkoła zawodowa w nowym sączu. autor korespondencyjny/corresponding author: ruszaj@mech.pk.edu.pl, aruszaj@pwsz-ns.edu.pl streszczenie wszechświat funkcjonuje zgodnie z prawami fizyki, które tworzą sztywne relacje pomiędzy zjawiskami. istniejący od wielu lat stan quasi równowagi został naruszony przez negatywne oddziaływanie zanieczyszczeń przemysłowych i komunalnych na środowisko naturalne. rosnący poziom zanieczyszczeń stanowi zagrożenie dla środowiska naturalnego a tym samym funkcjonowania człowieka oraz wszy stkich organizmów żywych i dalszego rozwoju naszej cywilizacji. jednym z racjonalnych rozwiązań w istniejącej sytuacji jest wykorzystanie wyników badań „bioniki”, nauki, która bada struktury, materiały i procesy występujące w przy rodzie w celu wykorzystania wyników w dalszym rozwoju techniki. należy podkreślić, że możliwy jest bionicznie inspirowany dynamiczny rozwój techniki i produkcji przemysłowej przy równoczesnym korzystnym oddziaływaniu na stan środowiska naturalnego. słowa kluczowe: bionika; bioinspiracje; przemysł 4.0; sztywność; odporność na drgania; zużycie; wytwarzanie przyrostowe abstract the universe is ruled by the universal laws of physics creating fixed relations between the phenomena. this quasi balanced, well established state has been disturbed by the negative impact of the industrial and urban pollution on the nature environment. the growing level of contamination has become a hazard for the nature environment and for all live creatures, threatening sustainable progress of our civilization. one rational solution comes to mind, making use of the bionic science which investigates structures, materials and processes taking place in the nature in order to utilize the obtained results for the technological progress. it should be emphasized that it is possible to achieve bionic-inspired progress in technology and the industrial production with simultaneous advantageous impact on the nature environment.   keywords: bionic science; bioinspiration; industry 4.0; rigidity; resistance to vibration; wear; incremental manufacturing wprowadzenie zgodnie z poglądami wielu kosmologów, historyków nauki, fizyków wszechświat ukształtował się w wyniku wielkiego wybuchu, który miał miejsce ok. 13,7 miliarda lat temu. od wielkiego wybuchu wszechświat rozszerza się i ochładza i funkcjonuje zgodnie z prawami fizyki, które tworzą sztywną strukturę i relacje pomiędzy zjawiskami. jeżeli ta struktura zostałaby naruszona to wszechświat nie mógłby istnieć w obecnej postaci i nie mogłoby powstać życie w obecnej postaci oparte na chemii węgla [1÷4]. gdyby stosunek sił elektromagnetycznych do sił grawitacji był mniejszy (np. ok. 1033), gwiazdy spalałyby się wielokrotnie szybciej, co uniemożliwiłby powstanie węgla. podobnie ważna jest wartość silnych i słabych oddziaływań jądrowych. gdyby silne oddziaływania jądrowe były większe o 2% niż obecnie, nie mogły by powstać protony a tym samym i atomy pierwiastków chemicznych. gdyby słabe oddziaływania jądrowe były słabsze niż obecnie to cały wodór zamieniłby się w hel i nie powstałaby woda niezbędna do życia. podobnych relacji we wszechświecie jest dużo więcej [1÷4]. omawia je w swojej książce adam ruszaj przeglad welding technology review prof. michał heller [1]. w takiej strukturze praw i relacji fizycznych kształtował się wszechświat. a ok. 5 miliardów lat temu zaczyna się historia naszej planety: „ziemi”. wszystkie procesy zachodzące w środowisku naturalnym podlegają tym samym prawom fizycznym co cały wszechświat. dlatego dla każdego organizmu w środowisku naturalnym (oczywiście również dotyczy to człowieka, który jest elementem środowiska naturalnego) istnieją czynniki ograniczające jego życie, funkcjonowanie w pełni zdrowia oraz śmierć, ale długość i komfort życia w zależności od lokalnych i globalnych czynników ograniczających (np. stężenia szkodliwych substancji w powietrzu, wodzie, pożywieniu) może zmieniać się w szerokim zakresie. w początkowym okresie rozwój homo sapiens dokonywał się coraz szybciej, ale nie naruszał równowagi w środowisku naturalnym. zmiany w środowisku naturalnym nie przekraczały możliwości adaptacyjnych organizmów żywych. sytuacja zmieniła się skokowo od momentu wynalezienia silnika parowego przez thomasa newcomena (1712 r.), udoskonalonego 53przegląd  spawalnictwa vol. 90 3/2018 przez jamesa watta w 1763 r., co zapoczątkowało pierwszą rewolucję przemysłową (przemysł 1.0). nastąpił gwałtowny wzrost produkcji przemysłowej i związane z tym zapotrzebowanie na energię. energia była i jest jeszcze głównie uzyskiwana przez spalanie węgla, ropy naftowej i gazu ziemnego. związana z tym emisja zanieczyszczeń gazowych i pyłów do atmosfery, odprowadzanie, ścieków i odpadów stałych z zakładów przemysłowych i gospodarstw indywidualnych, powszechne stosowanie środków ochrony roślin znacząco zmieniły warunki funkcjonowania ekosystemów zarówno w skali lokalnej, jak i globalnej. zmiana tych warunków jest tak szybka, że dużo organizmów żywych nie jest w stanie ewolucyjnie się do nich przystosować i muszą funkcjonować w warunkach granicznych. oczywiście rozwoju gospodarczego nie można zatrzymać, wymuszają go wciąż rosnące potrzeby już 7 miliardów ludzi, z których każdy potrzebuje pożywienia, ubrania, dobrze wyposażonego mieszkania, często samochodu, motoru, roweru itp. obok lokalnych zagrożeń dla środowiska naturalnego pojawiły się poważne zagrożenia globalne: „efekt cieplarniany”, „dziura ozonowa”, „kwaśne deszcze” itp., które również wpływają istotnie na środowisko naturalne. w obecnej sytuacji nasuwają się dwa bardzo ważne dla naszej cywilizacji kierunki działania: – ochrona środowiska naturalnego, w każdym aspekcie, w celu zahamowania zmian klimatycznych i ograniczenia zagrożeń dla organizmów żywych, które nie są w stanie ewolucyjnie przystosować się do zmieniających się warunków życia; – większe niż obecnie wykorzystanie w rozwoju naszej cywilizacji (również techniki czy informatyki) rozwiązań, które wypracowała natura w procesie ewolucji. każdy gatunek zawiera w sobie cenną informację o charakterze konstrukcyjnym, technologicznym, procesowym, informatycznym itp. – musimy tylko nauczyć się ją wykorzystywać. analiza przyczyn zagrożeń dla środowiska naturalnego wskazuje, że na czołowych miejscach znajduje się: produkcja energii z wykorzystaniem paliw konwencjonalnych (ropa naftowa, węgiel, gaz ziemny), wytwarzanie specjalnych materiałów, środki ochrony roślin oraz nieracjonalne wykorzystanie wyprodukowanej energii w wyniku stosowania nieoptymalnych rozwiązań konstrukcyjnych. charakterystyka rozwoju przemysłu jak już wspominano powyżej globalny i lokalny negatywny wpływ przemysłu na środowisko naturalne rozpoczął się w okresie tzw. i-szej rewolucji przemysłowej, za początek której uważa się wynalezienia silnika parowego przez thomasa newcomena (1712 r.), udoskonalonego przez jamesa watta w 1763 r. xviii wiek (tzw. przemysł 1.0) [5]. wymuszony potrzebami społecznymi – wzrost liczby ludności, wzrost poziomu życia – dynamiczny rozwój przemysłu był i jest kontynuowany. na początku xx wieku rozpoczęła się produkcja masowa (np. powstały zakłady forda), dokonywała się elektryfikacja, co spowodowało dalszy dynamiczny rozwój przemysłu utożsamiany z ii rewolucja przemysłową (tzw. przemysł 2.0). w latach 70 xx wieku obserwujemy dynamiczny rozwój automatyzacji produkcji przemysłowej (tzw. iii-cia rewolucja przemysłowa – przemysł 3.0). obecnie też obserwuje się dynamiczne zmiany w produkcji przemysłowej przejawiające się pojawieniem: systemów cyber-fizycznych, systemów dynamicznego przetwarzania danych, robotów autonomicznych. zmiany te wskazują na to, że ucze stniczymy w iv rewolucji przemysłowej (tzw. przemysł 4.0). według [5] podstawowe zasady koncepcji przemysłu 4.0 to: współdziałanie (1), wirtualizacja (2), decentralizacja (3), ocena zdolności w czasie rzeczywistym (4), orientacja na usługi (5), modułowość (6). filarami tak rozumianej koncepcji rozwoju przemysłu są [5]: 1. autonomiczne roboty, 2. symulacje, 3. pozioma i pionowa integracja softwarowa, 4. przemysłowy internet rzeczy, 5. cyber bezpieczeństwo, 6. chmura, 7. zastosowanie metod wytwarzania przyrostowego, 8. rzeczywistość rozszerzona, 9. big data i analityka [5]. w przemyśle 4.0 technologie przyrostowe będą używane do produkcji pełnych serii wyrobów cechujących się złożonym kształtem i małą masą. zastosowanie technologii przyrostowych do wytwarzania części zamiennych ma skracać też czas przestoju maszyn. czyli metody przyrostowe wykorzystywane dotychczas głównie w fazie rozwoju wyrobu (rapid prototyping) zastosowane zostaną w produkcji (rapid manufacturing). należy sobie uświadomić, że wymienione powyżej filary przemysłu 4.0 mają liczne bardzo ważne powiązania z naturą (bioniką). przede wszystkim metody wytwarzania (produkcji) wypracowane przez naturę w procesie ewolucji są metodami przyrostowymi. opracowane i stosowane obecnie metody pozwalają na wytwarzanie elementów nie tylko w skali makro, ale również w skali mikro i nano [6,7]. jeżeli przyjmiemy, że „natura” wybrała racjonalny sposób budowania obiektów, to na rozwój metod wytwarzania przyrostowego powinien być położony szczególny nacisk. należy również sobie uświadomić, że w każdym z wymienionych filarów rozwoju koncepcji przemysłu 4.0 ważną role odgrywają systemy informatyczne. a najdoskonalsze systemy informatyczne sterujące „produkcją organizmów żywych”, produkcją wszelkich materiałów oraz przebiegiem procesów życiowych stworzyła natura. innymi słowy, w realizacji koncepcji przemysłu 4.0 nie można pominąć rozwoju informatyki technicznej w coraz większym zakresie inspirowanej przez badania w obszarze informatyki biologicznej. przewiduje się, że dzięki tym badaniom może zdołamy zbudować w przyszłości sztuczne systemy działające na tej samej zasadzie co biologiczne systemy informatyki i będziemy mogli tak je zaprogramować, aby zamiast białek wytwarzały np. cząstki tworzyw sztucznych czy innych materiałów i od razu organizowały je w gotowe produkty, „kiełkujące” ze sztucznej cytoplazmy [8]. w realizacji procesów produkcyjnych przemysłu 4.0 podstawową role odgrywają roboty (autonomiczne), których rozwój i doskonalenie może racjonalnie być inspirowane przez zjawiska, procesy rozwiązania występujące w naturze [9÷12]. analiza wpływu przemysłu na stan środowiska naturalnego wskazuje, że występuje zbieżność pomiędzy działaniami zmierzającymi do ochrony środowiska naturalnego oraz koncepcją rozwoju przemysłu 4.0. zbieżność ta przejawia się w działaniach zmierzających do zmniejszenia zapotrzebowania na energię oraz optymalnego nią gospodarowania. należy tutaj przypomnieć, że ok. 40% wyprodukowanej energii „tracimy” w wyniku procesów tarcia oraz przedwczesnego zużywania się elementów maszyn i urządzeń. zmniejszenie tych strat energetycznych można osiągnąć przez zastosowanie inspiracji biologicznych zapewniających: – poprawę właściwości mechanicznych elementów maszyn przy równoczesnym zmniejszeniu ich masy (tzw. konstrukcje lekkie) i zwiększenia okresu ich eksploatacji; należy pamiętać, że zmniejszenie masy elementów (optymalna struktura lub miniaturyzacja) prowadzi do zmniejszenia zapotrzebowania na materiały, których produkcja jest niezwykle energochłonna [14÷16]; – optymalizację kształtu elementów w celu zmniejszenia oporów ruchu (np. samochody, samoloty, statki) co przekłada się na zmniejszenie zużycia paliwa (energii) [15]; – optymalizację kształtu narzędzi (np. górniczych czy rolniczych) w celu zmniejszenia zużycia energii (do 15%) 54 przegląd  spawalnictwa vol. 90 3/2018 podczas pracy (np. wiercenia geologiczne, pobieranie pró bek przez sondy kosmiczne, koszenie, uprawa gleby itp.) [17,18]; – optymalizację struktury warstwy wierzchniej elementów współpracujących w celu zmniejszenia tarcia a tym samym zmniejszenia zużycia energii oraz zużycia tych elementów – nawet o 53% [19]; – optymalizację struktury warstwy wierzchniej łopatek turbin energetycznych np. elektrownie wiatrowe w celu zwiększenia ilości energii kinetycznej wiatru (nawet o 15%) przejmowanej przez łopatkę [21]. podsumowując powyższe rozważania można stwierdzić, że naturalnym 10-tym filarem rozwoju przemysłu 4.0 jest bionika. bionika a rozwój systemów technicznych  nie wszyscy uświadamiają sobie, że w środowisku naturalnym można znaleźć optymalne rozwiązania wielu problemów technicznych. badaniami ukierunkowanym na szukanie rozwiązania problemów technicznych w organizmach żywych zajmuje się dziedzina nauki nazywana bioniką [13÷15]. bionika jest interdyscyplinarną dziedziną nauki, która zaj muje się badaniami organizmów żywych (roślin i zwierząt) z punktu widzenia możliwości wykorzystania rozwiązań powstałych w wyniku trwającej kilka miliardów lat ewolucji w rozwiązaniach technicznych, ekonomicznych czy społecznych. nazwa „bionika” pochodzi od słów greckich: bios – życie oraz mimesis – naśladować. w literaturze spotyka się również inne nazwy np.: biomimetyka, biomimikra, inżynieria bioniczna. od niepamiętnych czasów ludzie czerpali swoje inspiracje z przyrody. już człowiek pierwotny, ściśle uzależniony od matki natury i jej kaprysów, starał się ją wykorzystywać i naśladować. dziś każda dziedzina naszego życia pozostaje pod jej wpływem, ponieważ ewolucja ze względu na praktycznie nieograniczony czas wykształciła niedoścignione wzorce, które do dziś wpływają na dzieła ludzkie. żaden obiekt, maszyna czy proces opracowane przez człowieka nie dorównuje doskonałości organizmów żywych, które stworzyła ewolucja. fascynację przyrodą potwierdza albert einstein, który powiedział: „jednej rzeczy nauczyłem się w moim długim życiu: że cała nauka w konfrontacji z rzeczywistością wydaje się prymitywna i dziecinna”. w obszarze techniki bionika integruje środowiska naukowe i inżynierskie, gdyż racjonalne korzystanie z rozwiązań natury wymaga pracy zespołowej i współpracy różnych specjalistów (inżynier, informatyk, chemik, fizyk, biolog, lekarz, ekonomista, socjolog itp.). bionika daje również nowe argumenty do ochrony i szacunku dla środowiska naturalnego, które jest i powinno być w coraz większym zakresie źródłem inspiracji i wiedzy, wykorzystywanej przez nas dotychczas w niewielkim stopniu. w obszarze zastosowań technicznych szczególnie ważna jest współpraca biologów i inżynierów, gdyż żaden z nich nie rozwiąże samodzielnie problemu. inicjatywa może być zarówno po stronie biologów, jak i inżynierów. jeżeli inżynier określi charakterystyki i funkcje obiektu technicznego to biolog wybierze adekwatne rozwiązania, wypracowane przez naturę. jeżeli biolog opisze atrakcyjny proces czy strukturę konstrukcyjną to inżynier powinien znaleźć ich racjonalne zastosowanie w technice. homo sapiens od początku swojego istnienia wzorował się w miarę możliwości na organizmach i zjawiskach występujących w przyrodzie. już w starożytnej legendzie o dedalu i ikarze zawiera się zainteresowanie lataniem wynikające z obserwacji ptaków. wybitni uczeni jak leonardo da vinci, johannes kepler, luigi galvani czy jean louis marie poiseuille, z racji realizowanych prac uważani są dzisiaj za prekursorów bioniki. obecnie można podać wiele przykładów wykorzystania osiągnięć bioniki w wielu dziedzinach od budownictwa przez informatykę, medycynę, przemysł lotniczy, samochodowy do technologii maszyn, ale wciąż wg specjalistów jest to nie więcej niż 10% możliwych zastosowań. poniżej podane zostanie kilka przykładów możliwych zastosowań osiągnięć bioniki. poprawa właściwości mechanicznych  elementów maszyn i narzędzi podstawowe właściwości mechaniczne korpusu obrabiarki to wpływające na wyniki obróbki to, obok parametrów kinematycznych, wytrzymałość, sztywność, odkształcenia, odporność na zużycie elementów współpracujących, zdolność tłumienia drgań. wszystkie z wyżej wymienionych właściwości można istotnie poprawić wzorując się na makro i mikrostrukturach roślin (drzewa, krzewy, trzcina, kaktus meksykański, liście drzew i kwiatów) oraz zwierząt (szkielet, kości, dzioby tukana lub dzięcioła). jest to bardzo ważne bo dzięcioł uderza dziobem nawet 1000 razy na minutę a siła pojedynczego uderzenia wynosi ok. 1 kg i gdyby nie specjalna struktura dziobu oraz układ kości czaszki mózg zostałby na pewno uszkodzony. ponadto dziób dzięcioła posiada zdolności do samoostrzenia. dzięki temu podczas uderzenia nie zatrzymuje się gwałtownie, ale przemieszcza się w głąb drewna. analogicznie można chronić od drgań obszar obróbki czy obszar pomiaru (głowicę pomiarową, itp.) w zależności od rodzaju elementu i wzorca biologicznego (rys. 1, 2, 3, 4) bioniczne konstrukcje charakteryzują się zwiększeniem wytrzymałości o 53÷124%, zwiększeniem sztywności o 21÷43%, zmniejszeniem masy o 3÷43%, zmniejszeniem odkształceń o 16÷44% [14÷16]. bioniczne konstrukcje charakteryzują się ponadto zwiększoną odpornością na drgania. w ten właśnie sposób poprawiono właściwości mechaniczne ultra precyzyjnej szlifierki (rys. 5). w projektowaniu narzędzi rolniczych konieczne jest zapewnienie dużej wydajności i żywotności przy możliwie małym zużyciu energii. maszyny rolnicze pracują nawet kilkanaście godzin dziennie, dlatego nawet małe oszczędności energii właściwej mogą dawać duże efekty ekonomiczne. zmniejszenie zużycia energii może wynikać ze zmniejszenia oporów ruchu narzędzia w glebie, co zależy między innymi rys. 1. sieć użyłkowania liścia gloeopermum (a, b) oraz pędu kaktusa meksykańskiego (c) [14,16] fig. 1. nervation of the gloeopermum leaf (a,b) and of the mexican cacti shoot (c) [14,16] a) b) c) 55przegląd  spawalnictwa vol. 90 3/2018 rys. 2. bambus pomimo wysmukłej i lekkiej budowy odznacza się bardzo dużą stabilnością i sztywnością [14,16] fig. 2. bamboo, despite its slender and lightweight construction, is characterized by very high stability and stiffness [14,16] rys. 4. dzięcioł – jego czaszka i dziób posiadają specyficzną budowę wewnętrzną umożliwiającą tłumienie drgań. ponadto układ mięśni i kości czaszki izoluje mózg od źródła drgań i kieruje te drgania w kierunku mięśni karku fig. 4. woodpecker – its skull and beak have specific internal structure which is useful for damping vibrations. moreover, the muscle and skull system ensures insulation of the brain from the source of vibration and directs vibrations onto the nape muscles rys. 5. ultraprecyzyjna szlifierka; projekt bioniczny inspirowany przez użyłkowanie liści dotyczył kolumny i łoża; maksymalne odkształcenia kolumny zmniejszono o 16,22%, masę o 1,31% a sztywność zwiększono o 23,29%, masa łoża zwiększyła się o 0,87%, odkształcenia zmniejszono o 12,07% a sztywność wzrosła o 12,30% [16] fig. 5. ultra-precision grinder; the project bio-inspired by the leaf nervation was connected with the column and bed design; the maximum column deformation was reduced by 16.22%, its mass by 1.31% and rigidity increased by 23.29%, the bed mass was increased by 0.87%, its deformation was reduced by 12.07% and its rigidity was increased by 12.30% [16] rys. 7. model konwencjonalnej (a) i model bionicznej (b) tarczy tnącej maszyny rolniczej [17] fig. 7. model of (a) conventional (b) bionic-inspired agricultural cutting disk [17] rys. 3. struktura wewnętrzna bambusa w różnych skalach [14,16] fig. 3. the internal structure of the bamboo in various scales [14,16] rys. 6. przednia łapa kreta [17] fig. 6. the front paw of a mole [17] od kształtu narzędzia. takim stosunkowo prostym narzędziem jest tarcza tnąca maszyn przeznaczonych do uprawy ściernisk. maszyny takie mają duże znaczenie przy obróbce dużych obszarów (np. chiny czy usa). przystępując do projektowania tarczy tnącej takiej maszyny jako wzorzec biologiczny wybrano łapy kreta (rys. 6). analizując budowę przedniej łapy kreta i jej palców opracowano model bioniczny tarczy maszyny rolniczej. modelowanie kształtu, oporów ruchu i naprężeń przeprowadzono metodą elementów skończonych. w wyniku tej analizy opracowano kształt bioniczny tarczy tnącej i porównano go z kształtem dotychczas stosowanej tarczy (rys. 7). a) b) carriage box worktable front bed column a b c z y x rear bed micro-scale macro-scalemeso-scale 1 mm 56 przegląd  spawalnictwa vol. 90 3/2018 rys. 8. ostrze tnące kosy: konwencjonalne (a) oraz bioniczne-wzorowane na budowie szczeki świerszcza (b) [18] fig. 8. cutting blade of a scythe: conventional (a), bio-inspired by the cricket jaw (b) [18] z przeprowadzonych obliczeń wynika, że wypadkowe naprężenia (suma naprężeń normalnych i stycznych pochodzących od tarcia) dla tarczy bionicznej są ~34.33% mniejsze niż dla tarczy standardowej. naprężenia normalne są dla tarczy bionicznej o 22,64% mniejsze niż dla tarczy standardowej. natomiast naprężenia w glebie w wyniku oddziaływania tarczy bionicznej są z kolei o 6,87% większe niż w przypadku tarczy standardowej, co zapewnia tarczy bionicznej większą efektywność rozdzielania i rozdrabniania wierzchniej warstwy np. ścierniska [17]. inspiracją do zaprojektowania kosy bionicznej były szczęki świerszcza (rys. 8) [18]. zastosowanie bionicznego rozwiązania umożliwiło zmniejszenie średniej siły cięcia (koszenia) o 28,17% (z 71,88 n do 51,56 n). równocześnie zużycie energii zmniejszyło się o 12,85%. powyższe efekty wynikają z optymalnego kształtu bionicznej kosy, której ostrza były wzorowane na siekaczach świerszcza. zęby kosy tradycyjnej były jednorodne i miały kształt pochylonego trójkąta o ostrym wierzchołku. zęby kosy bionicznej były różnej wysokości i miały kształt wpisany w trójkąt równoramienny. wierzchołek każdego zęba był zaokrąglony [18]. literatura [1] heller m.: granice nauki, copernicus center press, kraków 2014. [2] de grassetyson n., goldsmith d.: wielki poczatek – 14 miliardów kosmicznej ewolucji, prószyński i s-ka, warszawa 2004. [3] gates e.: teleskop einsteina – w poszukiwaniu ciemnej materii i ciemnej energii we wszechświecie, prószyński i s-ka, warszawa 2010. [4] davies p.: ostatnie trzy minuty, wydawnictwo cis, oficyna wydawnicza most, warszawa 1995. [5] sęp j.: fabryka przyszłości – czy faktycznie twa czwarta rewolucja przemysłowa?, referat wygłoszony na ii posiedzeniu sekcji technologii komitetu budowy maszyn pan, 1-2.06.2017, politechnika rzeszowska. [6] tkacz e., borys p.: bionika, wnt, warszawa, 2006. [7] www.nanoscribe.de [8] węgrzyn s., znamirowski l.: zarys nanonauki i informatycznych molekularnych nanotechnologii, wydawnictwa politechniki śląskiej, gliwice 2008. [9] wang j., sato h., xu ch., taya m.: bioinspired design of tactile sensors based on flemion, journal of applied physics 105, 083515, 2009, pp. 1-7. [10] vincent j.f.v., clint s.e. menon c.: biomimetics of campaniform sensila: measuring strain from deformation of holes, journal of bionic engineering 4, 2007, pp. 63-76. [11] jaax k.n., hannaford b.: mechatronic design of an actuated biomimetic length and velocity sensor, ieee transactions on robotics and automation, vol. 20, no. 3, 2004, pp. 390-398. [12] quin s., gaughran w.: bionics an inspiration for intelligent manufacturing and engineering, robotics and computer – integrated manufacturing 26, 2011, pp. 620-632. podsumowanie  bionika oferuje wykorzystanie w szeroko rozumianej inżynierii produkcji rozwiązań wypracowanych przez naturę w procesie ewolucji. rozwiązania te są już stosowane w projektowaniu i produkcji elementów lotniczych, samochodowych czy obrabiarkowych (np. lekkie i sztywne korpusy precyzyjnych obrabiarek, cienkościenne, sztywne i wysoko wytrzymałe cylindry, konstrukcje spawane itp.). w niniejszym artykule wykazano, że bionika może zostać efektywnie wkomponowana w trwającą obecnie rewolucję przemysłową (przemysł 4.0) i stanowić 10-ty filar tej koncepcji rozwojowej. należy sobie uświadomić, że w koncepcji przemysłu 4.0 ważną role odgrywają metody wytwarzania przyrostowego oraz systemy informatyczne. a najdoskonalsze systemy wytwarzania przyrostowego oraz systemy informatyczne sterujące „produkcją” organizmów żywych, „produkcją” wszelkich materiałów oraz przebiegiem procesów życiowych stworzyła natura. innymi słowy, w realizacji koncepcji przemysłu 4.0 nie można pominąć rozwoju metod wytwarzania przyrostowego oraz informatyki technicznej w coraz większym zakresie inspirowanej przez badania w obszarze informatyki biologicznej. przewiduje się, że dzięki tym badaniom może zdołamy zbudować w przyszłości sztuczne systemy działające na tej samej zasadzie co biologiczne systemy informatyki i będziemy mogli tak je zaprogramować, aby zamiast białek wytwarzały np. cząstki tworzyw sztucznych czy innych materiałów i od razu organizowały je w gotowe produkty, „kiełkujące” ze sztucznej cytoplazmy. w realizacji procesów produkcyjnych przemysłu 4.0 podstawową role odgrywają roboty (autonomiczne), których rozwój i doskonalenie może racjonalnie być inspirowany przez zjawiska, procesy rozwiązania występujące w naturze. zatem bionika powinna być 10-tym filarem obecnej rewolucji przemysłowej. [13] samek a.: bionika. wiedza przyrodnicza dla inżynierów, wydawnictwo agh, kraków 2010. [14] ruszaj a.: bionic impact on industrial production development, advances in manufacturing science and technology, vol. 39, no 4, 2015, pp. 5-22. [15] shu l.h., ueda k., chiu i., cheong h.: biologically inspired design, cirp annals – manufacturing technology 60, 2011, pp. 673-693. [16] ruszaj a.: bioinspiracje w projektowaniu konstrukcji lekkich (bioinspirations in lightweight construction designing), mechanik 2016 (2) s. 88-92. [17] li m., chen d., zhang s., tong j.: biomimetic design of a stubble – cutting disc using finite element analysis, journal of bionic engineering 10, 2013, pp. 118-127. [18] jia h., li ch., zhang z., wang g.: design of bionic saw blade for corn stalk cutting, journal of bionic engineering 10, 2013, pp. 497-505. [19] chen z., lu s., song x., zhang h., yang w., zhou h.: effects of bionic units on the fatigue wear of grey iron surface with different shapes and distributions, optics & laser technology 66, 2015, pp. 166-174. [20] ruszaj a.: wybrane aspekty bioinspiracji w inżynierii produkcji (some aspects of bioinspirations in production engineering – part i), świat obrabiarek i narzędzi, nr 11/12 2015 oraz nr 1/2 2016. [21] ruszaj a.: some aspects of bioinspirations in energy production and consumptions, procedia engineering [online] – 2016, vol. 157, pp. 465-471, mat. konf.: ix international conference on computational heat and mass transfer, icchmt2016, cracow, poland, 23-26.05.2016 – doi: 10.1016/j. proeng.2016.08.390. – issn 1877-7058 a) b) 201304_pspaw_ki8o.pdf 14 przegląd spawalnictwa 4/2013 ryszard pakos technologiczna próba spawalności według abv – sep 1390 weld bead bend test acc. to abv-sep 1390 dr inż. ryszard pakos – zachodniopomorski uniwersytet technologiczny w szczecinie. streszczenie w artykule opisano technologiczną próbę spawalności stali konstrukcyjnych według wymagań sep 1390. omówiono zakres zastosowania próby, sposób pobierania próbek oraz techniczne aspekty przeprowadzenia próby i kryteria oceny. na przykładzie badań własnych zobrazowano przypadki unieważnień oraz akceptacji wyników próby. abstract the weld bead bend test acc. to abv-sep 1390 requirements for structural steels is presented in the paper. the weld bead bend test scope of use, sampling methods, technical aspects of it carrying out and evaluation criteria are discussed. considering own test results, unaccepted and accepted test results are shown. wstęp spawalność jako zagadnienie techniczne pojawiło się w latach dwudziestych ub.w. wraz z wprowadzeniem spawania jako metody łączenia elementów konstrukcyjnych. w miarę rozwoju technik spawania oraz wprowadzania na rynek materiałów podstawowych o coraz wyższych właściwościach wytrzymałościowych zagadnienie spawalności nabrało szczególnego znaczenia w codziennej praktyce spawalniczej. rozpatrując spawalność stali, należy zwrócić uwagę na te czynniki, które mogą wpłynąć na kruche pękanie przy spawaniu, a tym samym pozwolą ustalić optymalne parametry, które w najmniejszym stopniu wpływają na to zjawisko [1]. o złożoności zagadnienia spawalności mogą świadczyć różnorakie jej definicje, zawierające niekiedy zawiłą formę i ogólnikowe treści, jak również dziesiątki prób spawalności, stosowane przy jej określaniu. poniżej przytoczono definicję spawalności, opracowaną przez międzynarodowy instytut spawalnictwa (mis) i przyjętą przez międzynarodową organizację normalizacyjną (iso), według której uważa się, że materiał metaliczny jest spawalny w danym stopniu, przy użyciu danej metody spawania i w danym przypadku zastosowania, gdy umożliwia, przy uwzględnieniu odpowiednich dla danego przypadku środków ostrożności, wykonanie złącza pomiędzy elementami łączonymi z zachowaniem ciągłości metalicznej oraz utworzenie złącza spawanego, które spełnia wymagania odbioru. na tej podstawie powstał najstarszy, stosowany na szeroką skalę podział, który wyróżnia [2]: – spawalność metalurgiczną (związaną z właściwościami użytych materiałów, zależną od składu chemicznego i mikrostruktury stali, zawartości gazów i wtrąceń niemetalicznych itp.); – spawalność konstrukcyjną (wynikającą z rodzaju konstrukcji spawanej i jej sztywności, rodzaju i przekroju spoin oraz łączonych elementów); – spawalność operatywną – technologiczną (związaną z wybraną metodą spawania i zależną od warunków spawania, tj. natężenia prądu spawania, średnicy elektrody, prędkości spawania, techniki spawania, temperatury spawanego elementu); – metody teoretyczne, dotyczące przede wszystkim spawalności lokalnej i mające na celu analizę przemian stali w procesie spawania oraz analizę właściwości materiału w strefie wpływu ciepła; – metody praktyczne, obejmujące ogólne zagadnienia spawalności, w tym zjawisko pękania występujące w złączach spawanych w czasie procesu spawania, bezpośrednio po jego zakończeniu oraz w okresie następnych kilku dób (praktycznie 48 h). 15przegląd spawalnictwa 4/2013 próba spawalności abv-sep 1390 próba spawalności przez zginanie napawanej płyty ma zastosowanie dla stali konstrukcyjnych o minimalnej granicy plastyczności 235÷355 n/mm2 i grubości wyrobu min. 30 mm. celem przeprowadzonej próby jest sprawdzenie zdolności badanego materiału do pochłaniania pęknięć, przy czym sprawdza się, czy pęknięcie powierzchniowe powstałe w wykonanym stopiwie jest pochłaniane przy ciągłym naprężeniu przez strefę wpływu ciepła lub materiał podstawowy. próbkę do badań należy poddać obróbce mechanicznej (rys. 1). zaleca się, szczególnie w badaniach rozjemczych, używać tzw. próbek podłużnych. niemniej jednak przepis dopuszcza stosowanie do badań próbek poprzecznych za zgodą klasyfikatora niezależnego nadzoru. wymiary próbek oraz parametry techniczne gięcia przedstawiono w tablicy i. próbę spawalności przez zginanie napawanej płyty wykonuje się w temperaturze pokojowej. przygotowany zgodnie z rysunkiem 1 rowek należy wypełnić spoiwem przy następujących zaleceniach: – metoda spawania: spawanie łukowe ręczne elektrodą otuloną (111), – typ elektrody: elektroda rutylowa grubootulona (rr), – średnica elektrody: 5 mm, – nadlew napoiny: ok. 1 mm, – długość ściegu zgodnie z tablicą i, – parametry spawania: spawanie ciągłe bez przerw, ścieg nie podlega żadnej obróbce. wykonaną płytę próbną należy poddać próbie zginania zgodnie z rysunkiem 2, przy czym należy pamiętać, aby napawany ścieg leżał w strefie rozciągania. próba zostaje zakończona, gdy: – próbka zostanie zerwana, lub – zostanie osiągnięty kąt zgięcia min. 60º, mierzony na obciążonej próbce. próba spawalności zostanie uznana, jeżeli przynajmniej jedno powstałe pęknięcie w stopiwie zostanie zniwelowane przez strefę wpływu ciepła lub materiał rodzimy (podstawowy). próba nie będzie uznana, jeżeli próbka ulegnie złamaniu (zerwaniu) przed osiągnięciem kąta zgięcia 60º, ponadto nie zalicza się próby, gdy do momentu osiągnięcia kąta zginania 60º w stopiwie nie powstało pęknięcie powierzchniowe, które rozszerzyło się aż do linii wtopienia. rys. 1. przygotowanie próbki do badań [4]: a – grubość próbki, b – szerokość próbki, lp – długość próbki, ls – długość napawanego ściegu, r – promień rowka, h – nadlew napoiny fig. 1. sample to weld bead bend test [4]: a – sample thickness, b – sample width, lp – sample length, ls – pad welded bead length, r – groove radius, h – pad weld reinforcement tablica i. wymiary próbek oraz parametry gięcia [4] table i. dimensions of samples for weld bead bend test and bending parameters [4] grubość nominalna próbki, mm wymiary próbek promień rowka długość ściegu urządzenie zginające długość, lp mm szerokość, b mm grubość, a mm r, mm ls min, mm promień trzpienia gnącego, mm odstęp między wałkami lf , mm ≥ 30 do ≤ 35 410 200 możliwa największa grubość 4 175 105 190 > 35 do ≤ 40 44 200 4 190 120 220 > 40 do ≤ 45 470 200 4 220 135 250 > 45 do ≤ 50 500 200 4 220 150 280 > 50 500 200 50 4 220 150 280 rys. 2. zginanie płyty próbnej [4] fig. 2. weld bead bend test sample [4] 16 przegląd spawalnictwa 4/2013 dla stali walcowanych termomechanicznie (tm) próbkę uważa się za zerwaną, jeśli odstęp pomiędzy środkiem ściegu a końcem pęknięcia jest większy niż 80 mm lub pęknięcie osiągnie krawędź próbki. w przypadku niezaliczonej próby spawalności przez zginanie należy wykonać nową próbę na następnym wycinku próbnym tego samego wytopu lub na tym samym gatunku materiału z innego wytopu, przy czym zaleca się użycie w tym przypadku twardszej elektrody do napawania. badania własne celem badań własnych było przeprowadzenie próby spawalności przez zginanie napawanej próbki. przedmiot badań: – blacha s355j2+n g = 30 mm (próbka nr 1); – blacha s355j3+n g = 50 mm (próbka nr 2); – blacha s355jr g = 30 mm (próbka nr 3). do wypełnienia rowka próbki zastosowano elektrodę grubootuloną e420rr o średnicy 5 mm (elga-maxeta 11). parametry spawania przyjęto zgodnie z danymi katalogowymi producenta. przygotowanie próbki do badań przedstawiono na rysunku 3. próbki, przygotowane tak jak pokazano na rysunku 3b, poddano próbie zginania na maszynie wytrzymałościowej o nacisku powyżej 100 t, przy zachowaniu parametrów próby zginania podanych w tablicy i. wyniki badań zaprezentowano na rysunkach 4÷6. przeprowadzone badania dały pozytywne wyniki (próba zaliczona) dla próbki nr 2 (s355j3+n, g = 50 mm) – stwierdzono dwa pęknięcia o długościach odpowiednio 2,2 i 1,1 mm wchodzące w głąb materiału rodzimego oraz dla próbki nr 3 (s355jr, g = 30 mm) – jedno pęknięcie o długości 4 mm wchodzące w materiał rodzimy. w przypadku próbki nr 1 (s355j2+n, g = 30 mm) uzyskano wynik negatywny (próba niezaliczona), gdyż nastąpiło zerwanie próbki przed osiągnięciem żądanego kąta zginania. rys. 3. przygotowanie próbki do badań wytrzymałościowych: a) próbka po obróbce wiórowej, b) rowek wypełniony elektrodą otuloną fig. 3. samples for mechanical properties test: a) sample after machining, b) weld groove filled in by mmaw method a) b) rys. 4. próbka nr 1 po próbie zginania (zerwanie) fig. 4. sample no 1 after bending test (rapture) rys. 5. próbka nr 2 po zakończeniu próby fig. 5. sample no 2 after bending test rys. 6. próbka nr 3 po zakończeniu próby fig. 6. sample no 3 after bending test 17przegląd spawalnictwa 4/2013 podsumowanie próba spawalności wg abv-sep 1390 wykazała celowość określania zdolności badanego materiału do pochłaniania pęknięć. należy zaznaczyć, że pomimo stosunkowo prostej procedury badania, można napotkać techniczne ograniczenia wykonania próby, związane z koniecznością posiadania prasy literatura [1] butnicki s.: spawalność i kruchość stali. wnt. warszawa 1975. [2] pilarczyk j.: poradnik inżyniera. spawalnictwo t. 1. wtn. warszawa 2003. o nacisku 100÷200 t. maszyny wytrzymałościowe bądź prasy o nacisku mniejszym mogą nie zgiąć badanej próbki do wymaganego kąta. należy pamiętać również o tym, że prezentowana próba spawalności ma zastosowanie do ograniczonej liczby gatunków stali konstrukcyjnych. [3] łomozik m.: metaloznawstwo i spawalność stali. wydawnictwo instytutu spawalnictwa. gliwice 1997. [4] abv – sep 1390. 1996. 201509_pspaw.pdf 82 przegląd spawalnictwa vol. 87 9/2015 ocena jakości warstw wierzchnich nanometalicznych napawanych gma w sposób zrobotyzowany na powierzchniach krzywek przesiewacza koksu ze stali hardox 400 evaluation of the quality of nano-metallic surface layers produced by robotic gma cladding on cams of coke screening plant made of hardox 400 steel dr inż. aleksander lisiecki, mgr inż. stanisław kubica – politechnika śląska, mgr inż. dawid ślizak – progresja, dr inż. agnieszka kurc-lisiecka – wyższa szkoła biznesu w dąbrowie górniczej. autor korespondencyjny/corresponding author: alisiecka@wsb.edu.pl streszczenie przedmiotem badań była analiza wpływu parametrów procesu zrobotyzowanego napawania gma drutem rdzeniowym endotec do390n o średnicy 1,6 mm powierzchni roboczych krzywek przesiewacza koksu ze stali trudnościeralnej hardox 400 na jakość, kształt i odporność na zużycie ścierne napoin. próby technologiczne napawania prowadzono na stanowisku wyposażonym w robota spawalniczego reis srv6 oraz synergiczne urządzenie spawalnicze totalarc 5000. badania wykazały, iż napoiny próbne wykonane drutem rdzeniowym endotec do390n posiadają osnowę metaliczną na bazie żelaza z wydzieleniami węglików boru o znacznej dyspersji, równomiernie rozłożonymi w osnowie. wielkość zarówno węglików boru, jak i niektórych składników fazowych nie przekracza 1,0 μm, a udział faz o tak niewielkiej wielkości w napoinie wynosi co najmniej 30 %, zależnie od parametrów napawania. w związku z tym napoiny próbne wykazują cechy materiału metalicznego nanostrukturalnego. pomimo wysokiej twardości ok. 62 do 64 hrc, napoiny cechują się nieznaczną skłonnością do pękania w warunkach, w jakich prowadzono próby napawania zrobotyzowanego gma. badania odporność na zużycie ścierne typu metal-metal wykonane za pomocą próby ball-on-plate wykazały, że napoiny próbne posiadają prawie siedmiokrotnie wyższą odporność na zużycie w porównaniu do stali hardox 400. słowa kluczowe: napawanie, warstwy wierzchnie, materiały nanostrukturalne, napawanie zrobotyzowane gma abstract the subject of the study was to analyse the influence of process parameters of robotic gma cladding, by cored wire endotec do390n having a diameter of 1,6 mm, of cams working surfaces of coke screening plant made of hardox 400 wear resistant steel on the quality, shape and abrasive wear resistance of test surface layers. the tests of cladding were performed by means of a welding robot reis srv6 and a synergic welding machine totalarc 5000. the test surface layers produced by the cored wire endotec do390n have iron based metallic matrix with boron carbides precipitations with a large dispersion, evenly distributed in the matrix. the size of boron carbides and the size of some phase constituents do not exceed 1,0 μm, and the proportion of phase constituents of such a small size in the deposited surface layers is at least 30%, depending on the deposition parameters. therefore, the deposited surface layers exhibit characteristics of nanostructured metallic material. despite the high hardness of approx. 62 to 64 hrc, the deposit show just slight tendency to cracking, under the applied conditions of robotized gma cladding. the abrasive resistance metal-metal wear investigations, conducted by means of ball-on-plate test showed that the test deposited surface layers have almost seven times higher wear resistance compared to hardox 400 steel. keywords: cladding, surface layers, nanostructural materials, robotic gma cladding aleksander lisiecki, stanisław kubica, dawid ślizak, agnieszka kurc-lisiecka wstęp nowoczesne części maszyn i urządzeń oraz narzędzia wytwarzane są często z kilku różnych materiałów metalicznych lub też kompozytowych [1,2]. dodatkowo powierzchnie robocze pokrywane są warstwami lub powłokami, których zadaniem jest zapewnienie wysokiej trwałość. obecnie coraz większa uwaga badaczy na całym świecie skupiona jest na nanomateriałach, których cechą charakterystyczną jest wielkość ziarna w skali nanometrycznej, najczęściej w zakresie poniżej 100 nm [3]. materiały tego typu posiadają ogromny potencjał, gdyż ich właściwości użytkowe (np. wytrzymałość mechaniczna, twardość) często są wielokrotnie wyższe 83przegląd spawalnictwa vol. 87  9/2015 napoina próbna nominalne* natężenie prądu napawania [a] nominalne* napięcie łuku [v] energia liniowa napawania [j/cm] n1 (n1a) 250,0 22,2 111,0 n2 300,0 24,8 148,8 n3 200,0 20,0 80,0 uwagi: * napięcie łuku dostosowane do wartości nastawy nominalnego natężenia prądu według programu synergii 39 w trybie napawania łukiem pulsującym, prędkość napawania ruchem prostoliniowym 5,0 mm/s, mieszanka osłonowa m21 (ar + 18% co2), natężenie przepływu gazu osłonowego 18 l/min, napawanie bez podgrzewania wstępnego tablica i. parametry napawania zrobotyzowanego gma drutem rdzeniowym endotec do390n powierzchni krzywki przesiewacza koksu ze stali hardox 400 table i. parameters of robotized gma cladding of the cam of coke screening plant made of wear resistant steel hardox 400, by the cored wire endotec do390n od konwencjonalnych materiałów. nawet poprzez rozdrobnienie ziarna i utworzenie nanostruktury w przypadku znanych już materiałów inżynierskich możliwa jest znaczna poprawa właściwości fizycznych, chemicznych i mechanicznych takich, jak np. wzrost twardości i wytrzymałości, wzrost odporności na zużycie powierzchni kontaktowych, wzrost ciągliwości materiałów kruchych itp. stąd też w przemyśle rośnie zainteresowanie wytwarzaniem warstw wierzchnich z nanomateriałów jak również technologiami, które umożliwią wytworzenie warstw wierzchnich nanostrukturalnych. przebieg badań i materiały celem badań była analiza wpływu parametrów procesu zrobotyzowanego napawania gma drutem rdzeniowym endotec do390n o średnicy 1,6 mm powierzchni roboczych krzywek przesiewacza koksu ze stali trudnościeralnej hardox 400 [2] na jakość, kształt oraz odporność na zużycie ścierne napoin próbnych (tabl. i). zgodnie ze specyfikacją techniczną, drut rdzeniowy endotec do390n (nano) jest specjalnym opatentowanym materiałem dodatkowym do napawania łukowego gma o stopiwie nanometalicznym, charakteryzującym się wysoką twardością nawet do 71 hrc bezpośrednio po napawaniu i wysoką odpornością na zużycie ścierne [3]. próby napawania wykonano za pomocą robota spawalniczego reis srv6 oraz synergicznego urządzenia spawalniczego totalarc 5000 firmy castolin (rys. 1). na podstawie wstępnych prób napawania zrobotyzowanego drutem rdzeniowym endotec do390n o średnicy 1,6 mm stwierdzono, że poprawny kształt napoin, minimalny rozprysk oraz stabilny przebieg procesu napawania ruchem prostoliniowym zapewnia prędkość przesuwu palnika 5 mm/s przy zastosowaniu programu napawania synergicznego nr 39, przeznaczonego do drutu do390n, w trybie napawania łukiem pulsującym. w związku z tym napoiny próbne wykonano ze stałą prędkością napawania (5 mm/s), lecz różnych natężeniach prądu odpowiednio 250 a (napoina n1 oraz n1a, rys. 2), 300 a (napoina n2, rys. 2) oraz 200 a (napoina n3, rys. 2). napoiny próbne wykonano na płaskiej powierzchni krzywki (n1 do n3, rys. 2a) oraz na krawędzi roboczej krzywki (n1a, rys. 2a). przed napawaniem powierzchnię krzywki czyszczono za pomocą szlifierki kątowej. parametry oraz szczegółowe warunki technologiczne napawania przedstawiano w tablicy i. po napawaniu wykonano badania wizualne vt, penetracyjne pt z zastosowaniem penetrantu barwnego, badania metalograficzne i obserwacje makro oraz mikroskopowe, jak również pomiary twardości hrc na powierzchni lica napoin i powierzchni krzywki oraz mikrotwardości hv0,5 na powierzchni zgładów metalograficznych. z kolei na powierzchni lica napoin próbnych wykonano a) b) rys. 1. widok zrobotyzowanego stanowiska badawczego wykorzystanego do napawania krzywek przesiewacza koksu (a) oraz procesu napawania krzywki (b); 1 – urządzenie spawalnicze totalarc 5000, 2 – robot spawalniczy reis srv6, 3 krzywka fig. 1. a view of robotic experimental stand used for cams cladding of coke screening plant (a) and a view of the cam cladding process; 1 – the welding device totalarc 5000, 2 – the welding robot reis srv6, 3 – the cam a) b) rys. 2. widok napoin próbnych wykonanych na powierzchni krzywki przesiewacza koksu bezpośrednio po napawaniu (a) oraz podczas badań penetracyjnych (brak pęknięć) fig. 2. a view of test clads produced on the surface of the cam directly after cladding (a) and during the penetrant testing (no cracks) (b) 84 przegląd spawalnictwa vol. 87 9/2015 badania odporności na zużycie ścierne ball-on-plate za pomocą testera tribometer csm instruments. przed badaniami odporności na zużycie ścierne powierzchnię lica napoin wyrównano za pomocą szlifierki do płaszczyzn. kulka o średnicy 6 mm wykonana z tlenku glinu (al2o3) była dociskana do badanej powierzchni ze stałą siłą 10 n. przemieszczanie kulki ruchem posuwisto-zwrotnym na odcinku 4 mm odbywało się z nominalną prędkością przesuwu 10 mm/s. całkowita droga tarcia kulki (przeciwpróbki) po badanej powierzchni wynosiła 250 m. rys. 4. widok krzywek z powierzchniami roboczymi napawanymi drutem rdzeniowym endotec do390n fig. 4. a view of cams of coke screening plant with clads produced on the working surface by the cored wire endotec do390n a) b) d) c) rys. 5. sposób pomiaru mikrotwardości na przekroju poprzecznym napoin próbnych (a) oraz rozkład mikrotwardości; b) napoina n1, c) napoina n2, d) napoina n3 fig. 5. the method of microhardness measuring on the cross-section of test clads (a) and microhardness distribution; b) clad n1, c) clad n2, clad d) n3 rys. 3. makro i mikrostruktura napoin próbnych wykonanych drutem rdzeniowym endotec do390n na powierzchni krzywki ze stali hardox 400; a) napoina n1 (prąd napawania 250 a), b) napoina n3 (prąd napawania 200 a), n napoina, lw linia wtopienia fig. 3. macro and microstructure of test clads produced by the cored wire endotec do390n on the surface of cam made of hardox 400 steel; a) clad n1 (cladding current 250 a), b) clad n3 (cladding current 200 a); n clad, lw fusion line a) b) c) d) 85przegląd spawalnictwa vol. 87  9/2015 głębokość i profil ścieżki wytarcia wyznaczono za pomocą profilometru stykowego sutronic 25 firmy taylor hobson. miarą odporności na zużycie jest objętość materiału, który uległ wytarciu (ubytek objętościowy). ubytek materiału wyznaczono obliczając pole przekroju ścieżki wytarcia dla każdej z napoin próbnych, jak również materiału podłoża, tj. stali trudnościeralnej hardox 400 (rys. 6, 7). po analizie wyników badań napoin próbnych wykonano dwa komplety krzywek z napawanymi krawędziami roboczymi. krzywki te były przeznaczone do badań eksploatacyjnych. krawędzie napawano przy natężeniu prądu 250 a i energii liniowej 111 j/cm, co zapewniało poprawne formowanie napoiny na krawędzi roboczej krzywki, (rys. 4). a) b) rys. 6. profil ścieżki wytarcia na powierzchni próbki ze stali hardox 400 (a) oraz napoiny próbnej n3 (b) fig. 6. a profile of the wear track on the surface of hardox 400 steel sample (a) and the test clad n3 (b) rys. 7. wyniki badań odporności na zużycie ścierne stali hardox 400 oraz napoin próbnych metodą ball-on-plate fig. 7. the results of abrasive wear resistance study of hardox 400 steel and the test clads determined by the ball-on-plate method analiza wyników badań w wyniku badań wizualnych oraz penetracyjnych napoin próbnych wykonanych drutem rdzeniowym endotec do390n na powierzchni krzywki przesiewacza koksu ze stali trudnościeralnej hardo 400 ujawniono jedynie dwa płytkie pęknięcia poprzeczne na powierzchni lica napoiny n1 (rys. 2). w przypadku pozostałych napoin próbnych nie stwierdzono jakichkolwiek pęknięć na powierzchni lica. obserwacje makro oraz mikroskopowe potwierdziły wysoką jakość napoin próbnych, gdyż nie stwierdzono jakichkolwiek pęknięć, jak i innych niezgodności spawalniczych na powierzchni przekroju poprzecznego badanych zgładów metalograficznych. napoiny posiadają regularną, symetryczną linię wtopienia i charakteryzują się poprawnym połączeniem metalurgicznym z podłożem ze stali hardox 400 (rys. 3). szerokość strefy wpływu ciepła swc napoin próbnych jest proporcjonalna do energii liniowej napawania i mieści się w zakresie od ok. 1,6 mm, w przypadku napoiny wykonanej przy najniższej energii liniowej 80 j/mm, do 2,4 mm w przypadku napoiny wykonanej przy najwyższej energii liniowej 148 j/cm. badania metalograficzne i obserwacje mikrostruktury napoin próbnych oraz materiału rodzimego (podłoża) wykazały, że podłoże ze stali trudnościeralnej hardox 400 posiada strukturę martenzytu odpuszczonego (rys. 3). natomiast wzdłuż linii wtopienia napoin próbnych można wyróżnić strefę wzrostu kryształów kolumnowych i dendrytycznych, narastających prostopadle do niej, czyli zgodnie z kierunkiem najbardziej intensywnego odprowadzania ciepła w czasie krystalizacji jeziorka spawalniczego. szerokość tej strefy wynosi od 50 do ok. 80 μm w przypadku wszystkich napoin (rys. 4b i d). z kolei w obszarze środkowym napoin próbnych struktura jest odmienna z powodu innych warunków odprowadzania ciepła, a w związku z tym innych warunków krystalizacji (rys. 4b i d). w środkowym obszarze napoiny ciepło w czasie krystalizacji metalu jest odprowadzane we wszystkich kierunkach, a gradienty temperatury są znacznie niższe w porównaniu do strefy w pobliżu linii wtopienia. w tym obszarze napoiny występują drobne równoosiowe dendryty oraz znaczna ilość wydzieleń o niewielkich rozmiarach, w większości poniżej 1 μm, rozłożonych równomiernie w osnowie. bazując na informacjach podanych w specyfikacji technicznej drutu endotec do390n, jak również składzie chemicznym drutu i stopiwa, można wnioskować, że zidentyfikowane w osnowie metalicznej wydzielenia o dużej dyspersji to złożone borowęgliki powstałe w trakcie krystalizacji metalu napoiny (in situ) [1,2]. w związku z tym, iż wielkość niektórych składników fazowych, jak również wydzieleń w osnowie metalicznej posiada wymiary poniżej 1μm, a ich udział w napoinie wynosi ok. 30% można uznać, iż napoiny próbne wykonane drutem do390n wykazują cechy materiału nanostrukturalnego. średnia twardość hrc napoin próbnych mierzona na powierzchni lica mieści się w zakresie 62÷64,4, a więc jest nieco niższa, niż maksymalna wartość twardości deklarowana przez producenta drutu. nie stwierdzono jednocześnie wyraźnego wpływu energii liniowej napawania w badanym zakresie parametrów na twardość napoin. z kolei twardość hrc materiału podłoża, tj. stali trudnościeralnej hardox 400 mieści się w zakresie 32,5÷33,7. pomiary mikrotwardości hv0,5 wykonane na powierzchni przekroju poprzecznego napoin próbnych wykazały niewielki rozrzut wyników. mikrotwardość w obszarze napoiny utrzymuje się na stałym poziomie i mieści się w zakresie od 850 do 1020 hv0,5 (rys. 5). z kolei w strefie wpływu ciepła następuje stopniowy spadek mikrotwardości do poziomu materiału rodzimego (hardox 400) ok. 300 hv0,5 (rys. 5). badania odporności na zużycie ścierne wykonane metodą ball-on-plate wykazały, że napoiny próbne posiadają wyraźnie wyższą odporność w porównaniu do stali trudnościeralnej hardox 400. odporność na zużycie ścierne określono na podstawie wyznaczonych ubytków objętości materiału w wyniku próby ścierania. w przypadku próbki ze stali hardox 400 szerokość ścieżki wytarcia była równa ok. 0,9 mm, przy średniej głębokości równej 30 μm (rys. 6). w tym przypadku ubytek materiału był równy 0,0716 mm3 (rys. 7). natomiast w przypadku napoin próbnych szerokość ścieżki wytarcia nie przekraczała 0,63 mm, a głębokość wytarcia była nie większa niż 10 μm (rys. 6). ubytek materiału napoin próbnych mieścił się w zakresie od 0,0096 do 0,0141 mm3, najwyższą odporność na zużycie wykazała napoina n2 wykonana przy najwyższej energii liniowej 148 j/cm (rys. 7). 86 przegląd spawalnictwa vol. 87 9/2015 podsumowanie wyniki badań napoin próbnych wykonanych drutem endotec do390n na powierzchni krzywki przesiewacza koksu ze stali hardox 400 wykazały, że napoiny wykazują cechy materiału metalicznego nanostrukturalnego, gdyż wielkość niektórych składników fazowych jest poniżej 1μm, a udział tych drobnych faz w napoinie wynosi co najmniej 30%. napoiny próbne posiadają wysoką twardość rzędu 62÷64 hrc, a odporność na zużycie ścierne napoin jest kilkakrotnie wyższa od stali trudnościeralnej hardox 400. literatura [1] a. lisiecki, a. majowski, t. gorzelik, j. jarek, p. gorzela, a. kurc-lisiecka, „sterowanie jakością i trwałością części roboczych brykieciarki napawanych metodą mma w procesie wytwarzania brykietów stalowych” biuletyn instytutu spawalnictwa, nr 4, s.8-15, 2015. [2] http://www.steelpro.co.uk/pdf/hardox_400_uk.pdf. [3] https://www.castolin.com/product/endotec-do390n. ps 9 2016 www.pdf 42 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 projektowanie i wytwarzanie  lutowanych ram rowerowych design and manufacture of brazed bicycle frames dr inż. tomasz piwowarczyk – politechnika wrocławska. autor korespondencyjny/corresponding author: tomasz.piwowarczyk@pwr.edu.pl streszczenie w artykule przedstawiono możliwości zastosowania lutowania twardego do wytwarzania ram rowerowych. opisano materiały stosowane na ramy rowerowe i techniki ich łączenia, ze szczególnym zwróceniem uwagi na technikę lutowania. zaprezentowano trendy rozwojowe branży rowerowej. wskazano problematykę lutowania głównych elementów ram i zaproponowano korzystne rozwiązania. dokonano podziału metod spajania ram rowerowych na lutowanie bezpośrednie i z wykorzystaniem muf. wskazano materiały dodatkowe najczęściej stosowane do lutowania profili ram rowerowych. słowa kluczowe: metody łączenia ram; materiały ram; lutowanie mufowe; lutowanie stykowe abstract applicability of brazing for bicycle frames manufacture was presented in this paper. materials used for bicycle frames and their joining techniques, with particular attention paid to brazing methods were described. development trends in bicycle craft were characterized. issues in brazing of bicycle frames main elements were indicated and beneficial solutions were proposed. bicycle frames joining methods were divided into fillet brazing and lugged brazing. additional filler materials the most commonly used for brazing of bicycle frames pipes were indicated. keywords: methods of bicycle frames joining; bicycle frames materials; lugged brazing; fillet brazing wprowadzenie historia rowerów ewoluowała od bardzo prymitywnych konstrukcji, zwanych maszynami do biegania (nieskrętne pojazdy wymagające odpychania), poprzez formy częściowo udoskonalane, w których kolejno wprowadzano: widelec skrętny, hamulce, regulowane siedzenie, napęd korbowy (bicykle), metalowe ramy i obręcze kół, napęd łańcuchowy, pneumatyczne opony… aż do dnia dzisiejszego, kiedy wytwarzane rowery są konstrukcjami bardzo zaawansowanymi, zarówno materiałowo, jak i technologicznie. aktualnie na świecie produkuje się około 260 rowerów na minutę tj. ponad 130 milionów rocznie (ok. 3 razy więcej niż samochodów), z czego średnio 80-90 milionów wytwarzanych jest w chinach [1,2]. z uwagi na czynniki ekonomiczne oraz możliwości wytwórcze w europie produkcja ram jest zasadniczo nieopłacalna. nawet najpopularniejsze firmy starego kontynentu sprowadzają wyroby z azji. polacy kupują ponad milion rowerów rocznie, a w naszym kraju na 100 mieszkańców przypadają 22 rowery (średnia europejska 46, w amsterdamie 70) [3]. około 74% gospodarstw ma przynajmniej jeden rower, choć statystyki te zawyżają gospodarstwa wiejskie, gdzie często rower to jedyny środek komunikacji. potwierdzają to badania cbos, z których wynika, że mimo iż na rowerze jeździ 70% polaków, to tylko 22% robi to systematycznie [4]. integralnym, a przy tym często najdroższym elementem roweru jest rama, decydująca o jego charakterze i przeznaczeniu. aktualnie na rynku są już dostępne obliczeniowe programy projektowo-konstrukcyjne, dedykowane projektowaniu ram rowerowych [5÷8], choć doświadczeni wytwórcy ram typowych konstrukcji rzadko z nich korzystają. głównym czynnikiem decydującym o doborze odpowiedniej konstrukcji ramy jest zakładany sposób jej użytkowania. nie można jednoznacznie stwierdzić, że istnieją ramy uniwersalne, które mogą być dowolnie eksploatowane wg preferencji użytkownika, gdyż właściwy sposób ich wykorzystania, zależy od wielu aspektów: czysto technicznych – konstrukcja, technologia, jak i subiektywnych – komfort jazdy. wybór właściwej geometrii ramy jest kluczowym etapem, który powinien być rozważony podczas zakupu roweru, gdyż na jego podstawie w efekcie dobiera się pozostałe podzespoły. najważniejszymi czynnikami wpływającymi na wytrzymałość i trwałość ramy, ale także estetykę i czynnik ekonomiczny są materiały elementów składowych i sposoby ich łączenia. tomasz piwowarczyk przeglad welding technology review 43przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 materiały stosowane  do produkcji ram rowerowych ramy rowerowe, mimo często prostej konstrukcji, muszą wykazywać szereg cech, niezbędnych do ich właściwej i możliwie długiej eksploatacji. aktualne trendy branży rowerowej stawiają ramom wiele wymagań, których spełnienie w znacznym stopniu przyczynia się do zapewnienia komfortu jazdy. rama powinna być przede wszystkim lekka, trwała, dobrze absorbująca drgania, przy jednoczesnym zachowaniu wystarczającej sztywności, aby bez strat przenosić siłę z pedałów do układu napędowego. nie powinna być podatna na zjawisko zmęczenia materiałowego. zalecane jest również, aby wykazywała wytrzymałość na obciążenia zmienne, odporność na gięcie boczne oraz momenty skręcające. finalnie musi posiadać atrakcyjny wygląd, co jest w wielu przypadkach czynnikiem decydującym w podejmowaniu decyzji zakupu roweru (zatem nawet proces lakierowania również jest istotny), oraz charakteryzować się odpornością na niekorzystne wpływy atmosferyczne. większość tych cech (gęstość, sztywność, wydłużenie, wytrzymałość, trwałość, udarność) zależy zarówno od materiału, z jakiego rama jest wykonana, jak i jej kształtu i wymiarów. ramy rowerowe wykonywane są najczęściej w całości z jednego materiału, można jednak spotkać konstrukcje, gdzie stosuje się dwa lub nawet trzy różne ich rodzaje. materiały wykorzystywane w produkcji ram podane w kolejności wprowadzania na rynek rowerowy to: drewno (głownie bambus), różne gatunki stali, stopy aluminium, kompozyty z włóknem węglowym, stopy magnezu, stopy tytanu, stopy aluminium ze skandem [5÷23]. analiza literatury obejmującej zakresem tematykę wytwarzania ram rowerowych wyraźnie wskazuje na czynnik materiałowy, jako dominujący trend w rozwoju tych konstrukcji [5÷8,11÷14]. spośród prac publikowanych w ostatnich latach szczególny nacisk położono na dwie grupy materiałowe: kompozyty [5÷7,9,11,12,14] i stopy aluminium [8,13,16÷18]. stal, przy relatywnie niskiej cenie, jest materiałem o największym współczynniku sprężystości, największej gęstości i wytrzymałości na rozciąganie [17]. mimo pojawienia się na rynku wielu nowych, często zaawansowanych tworzyw, nadal spośród jej licznych gatunków, różniących się przede wszystkim sztywnością i gęstością, wytwarza się ramy rowerowe. podstawowym gatunkiem przeznaczonym na ramy rowerowe są stale konstrukcyjne o podwyższonej wytrzymałości oznaczane hi-ten (high tensile). wytwarza się je poprzez kształtowanie cylindrycznego profilu plastycznej jeszcze stali, a następnie ciągnienie, walcownie i kucie gotowej, już ostudzonej rury. mimo mylnej nazwy charakteryzują się niewielkimi parametrami wytrzymałościowymi i wysokim ciężarem właściwym, zatem w celu uzyskania wymaganych wskaźników wytrzymałościowych, wymagane jest zastosowanie większych grubości ścianek, co skutkuje podniesieniem masy roweru. lepszymi parametrami charakteryzują się gatunki stopowych stali chromowo – molibdenowych, oznaczanych umownie cr-mo (np. 25crmo4/4130). oba pierwiastki stopowe poprawiają hartowność stali i zwiększają ich wytrzymałość. dodatkowo chrom powoduje rozdrobnienie ziarna, a molibden zmniejsza kruchość oraz podnosi odporność na pełzanie. stale te wykazują w porównaniu z aluminium nawet 6-krotnie większą wytrzymałość mechaniczną (rm do 1300 mpa), 3-krotnie większą sztywnością i 5-krotnie większą granicę plastyczności [16,17,19,23]. pozwala to na wytwarzanie bardzo lekkich ram (masa do 1 kg), przy niewielkich średnicach rurek i grubości ścianek nawet 0,7-0,4 mm (dzisiaj 0,38 mm) [16,20]. ponadto ramy te bardzo dobrze tłumią drgania, są mniej podatne na pękanie, a w razie konieczności proste do naprawy metodami spawalniczymi. zazwyczaj wytrzymałość na rozciąganie tych ram wynosi 700-900 mpa, ale ich ostateczne właściwości zależą od ilości dodatków stopowych oraz ewentualnej obróbki (dzisiaj dla ram stalowych zasadniczo obróbki cieplnej po spawaniu w zasadzie się już nie stosuje) [23]. aktualnie, oprócz wspomnianych wyżej popularnych gatunków stali, spotyka się na rynku ramy [23]: – z ciągnionych na zimno stali bainitycznych hartowanych w powietrzu, o wysokiej plastyczności i trwałości zmęczeniowej oraz wytrzymałości na poziomie 1250-1400 mpa, – z przerobionych plastycznie na zimno austenitycznych stali chromowo-niklowych ze znacznym dodatkiem manganu (na poziomie 9%) i azotu, o wytrzymałości powyżej 1000 mpa, – z umacnianych wydzieleniowo nierdzewnych stali chromowo-niklowych z miękkim martenzytem (typu x5crnicunb 16-4) o wytrzymałości na poziomie 1300 mpa, – ze stali maraging o wytrzymałości w zakresie 1750-2050 mpa, najczęściej z dodatkiem niklu na poziomie 18-25%, w których mechanizm umacniania bazuje na wydzielaniu faz międzymetalicznych w osnowie typu martenzytycznego z końcowym procesem starzenia. przy stalach bardzo zaawansowanych technologicznie, a przy tym oferujących najlepsze parametry wytrzymałościowe, obróbka cieplna często bywa bardzo skomplikowana. trendy rozwojowe w produkcji ram rowerowych zmusiły wytwórców do zwrócenia się w kierunku stopów lekkich. chętnie stosowanym materiałem jest aluminium, którego ciężar właściwy wynosi zaledwie 2,7 kg/dm3 (2-3 razy mniej od stali) [2]. w praktyce ramy aluminiowe są lżejsze od swoich konstrukcyjnych odpowiedników stalowych o 300-500 g. z uwagi na niewystarczającą sztywność i wytrzymałość czystego aluminium, powszechnie wykorzystuje się stopy z dodatkami miedzi, cynku, krzemu, magnezu i manganu. dzięki takiemu zabiegowi, przy niewielkim wzroście masy ramy, można uzyskać wymagane parametry wytrzymałościowe. oprócz mniejszej wytrzymałości mechanicznej w porównaniu ze stalą, ramy aluminiowe charakteryzują się znaczną sztywnością, co wprawdzie polepsza sterowność pojazdu, ale jednocześnie przekłada się na brak komfortu przy pokonywaniu nierówności [10]. w celu zmniejszenia oddziaływania wibracji często taką ramę komponuje się z karbonowym widelcem i/lub karbonową sztycą (wspornikiem siodła). niższe wskaźniki wytrzymałościowe ram ze stopów aluminium kompensuje się zwykle większą średnicą rur (w stosunku do stalowych), przy tej samej grubości ścianki. należy tu zaznaczyć, że profile aluminiowe z których buduje się ramy rzadko mają przekrój kołowy. dzisiaj ich kształt jest optymalizowany przez hydroformowanie. najczęściej stosowanymi stopami aluminium do produkcji ram rowerowych są stopy serii 6xxx (z magnezem i krzemem) i 7xxx (z cynkiem, tzw. „durale cynkowe”), rzadziej 5xxx (z magnezem, tzw. „hydronalia”) [8,16÷18]. należy pamiętać, że wybrane stopy aluminium, zwłaszcza utwardzane wydzieleniowo stopy serii 6xxx i 7xxx (np. przemysłowy standard w produkcji ram stop 6061), tracą po procesie spawania swoje wysokie właściwości wytrzymałościowe i wymagają ponownej obróbki cieplnej [9]. ostatnio obserwuje się zainteresowanie (jeszcze relatywnie drogimi) stopami aluminium zawierającymi skand, które z uwagi na wyższe parametry wytrzymałościowe, pozwalają na wytwarzanie ram z elementów o cieńszych grubościach ścianek, a przez to lepiej absorbujących wibracje podczas jazdy. bardzo dobre właściwości użytkowe wykazują ramy ze stopów tytanu [9,10]. charakteryzują się lekkością, 44 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 wysoką wytrzymałością, odpowiednią sztywnością (tłumienie drgań), odpornością na czynniki atmosferyczne oraz, w zależności od wybranego stopu, wieloma innymi zaletami. najczęściej spotykany stop nosi oznaczenie ti3al2,5v i obok tytanu zawiera aluminium i wanad [10]. z uwagi na wysoką jakość ramy te są stosunkowo drogie. ramy tytanowe w opinii producentów uchodzą za niezniszczalne, choć użytkownicy, zwłaszcza intensywnie eksploatujący rowery, nie zawsze zgadzają się z tą opinią. do produkcji kompozytowych ram rowerowych używa się włókien węglowych (karbonu) lub/i aramidowych (kevlaru), nasączanych żywicami, najczęściej epoksydowymi [57,9,11,12,14]. niekiedy wzmacnia się je elementami ze stopów metali lekkich. kombinacja tych składników pozwala na stworzenie ramy o dowolnie zaplanowanych parametrach. ich największą zaletą jest mała masa, nawet około 600 g (30% mniej od stopów metali) [5], choć w celu zapewnienia właściwej wytrzymałości zwykle oscyluje wokół 1 kg. oprócz tego wykazują bardzo dobrą sztywność przy odpowiednim tłumieniu nierówności, nie ulegają korozji i mają nieograniczone możliwości formowania, łącznie z nadawaniem sztywności w zaplanowanych kierunkach. przyjmuje się, że dobrej jakości kompozyt ma do 2,5 razy większą wytrzymałość niż stal [5]. metody łączenia ram rowerowych bazą konstrukcji większości typów ram rowerowych są trapez i tylny trójkąt, zatem największe naprężenia koncentrują się zazwyczaj w miejscach łączenia poszczególnych elementów. obok czynnika materiałowego, o wytrzymałości i funkcjonalności ramy, decydują więc węzły łączące, a konkretnie jakość połączeń uzyskanych wybraną techniką spajania. w zależności od dobranej technologii, wymagany jest dodatkowo odpowiedni stopień przygotowania elementów do spajania, np. wykończenie powierzchni rur. aktualnie w wytwarzanych ramach rowerowych przeważają węzły spawane, lutowane czy klejone/laminowane, choć zdarzały się ramy skręcane, a nawet nitowane. wybór odpowiedniej techniki łączenia nie wypływa jedynie na wytrzymałość konstrukcji, ale determinuje również jej cechy użytkowe i komfort jazdy oraz w znacznym stopniu decyduje o kosztach. istnieją technologie wręcz dedykowane produkcji wielkoseryjnej (spawanie), ale również typowo manualne, wskazane przy popularnym w branży rowerowej wytwarzaniu jednostokowym dopasowanym do wymagań klienta (lutowanie bezpośrednie, tzw. stykowe). nie można natomiast jednoznacznie stwierdzić, że istnieje najlepsza technika łączenia, gdyż jakość połączeń zależy od bardzo wielu czynników. z drugiej strony każda z wymienionych metod wykonana właściwie (poprawnie opracowana technologia) będzie w zupełności wystarczająca, nawet dla największych obciążeń występujących w ramach. najczęściej wykorzystywaną techniką spajania elementów ram rowerowych jest niewątpliwie spawanie [8÷11]. kluczowym argumentem przemawiającym za stosowaniem tej techniki jest relatywnie niższy koszt, wysoka wydajność procesu i możliwość automatyzacji. w dzisiejszych czasach nawet przy wykorzystaniu niekoniecznie zaawansowanych technik spawania istnieje możliwość uzyskania połączeń przewyższających wytrzymałością mechaniczną wytrzymałość elementów łączonych. należy jednak pamiętać, że sama spoina (poprawnie wykonana) ma zazwyczaj odpowiednio dużą wytrzymałość, natomiast newralgicznym obszarem jest powstała strefa wpływu ciepła (swc), gdzie materiał w wyniku oddziaływania ciepła uległ zmianom strukturalnym, w efekcie czego często cechuje się niższymi wskaźnikami wytrzymałościowymi. z uwagi na znaczy udział rynku ram aluminiowych, aktualnie najczęściej stosuje się spawanie w gazach ochronnych tig (ewentualnie mig), choć dla ram stalowych można zastosować inne metody. z uwagi na naprężenia spawalnicze, będące efektem znacznego obciążenia cieplnego swc, ramy spawane często wymagają przeprowadzenia dodatkowej obróbki cieplnej po procesie (zwłaszcza ramy wykonywane z serii 6xxx i 7xxx) lub przynajmniej tzw. sezonowania. dla niektórych materiałów można tak zaplanować produkcję, aby kolejny etap (np. malowanie proszkowe i utwardzanie w piecu), jednocześnie stanowił obróbkę cieplną. ramy kompozytowe z uwagi na specyfikę materiału wymagają diametralnie innych technik łączenia. generalnie stosuje się dwie technologie wytwarzania: t2t i monocoque. pierwsza metoda (tube to tube) z wykorzystaniem muf lub analogicznych niekoniecznie kompozytowych łączników jest bardziej uniwersalna, uchodzi za prostszą i bardziej ekonomiczną. spoiwem najczęściej są kleje lub masy łączące na bazie żywic, zatem połączenia powstają w wyniku oddziaływań adhezyjnych. poszczególne elementy (rury) mogą być wytwarzane w dłuższych odcinkach, a następnie docinane, obrabiane (powierzchnie łączone) i spajane. druga metoda, zwana powszechnie skorupową, polega na pokryciu rdzenia warstwami nasączonych żywicą tkanin (najczęściej karbon lub kevlar) w celu uzyskania zakładanego kształtu. taka monolityczna rama może przyjmować dowolny kształt, jednak zazwyczaj jest stosunkowo droga. niewątpliwą zaletą jest jednak możliwość wzmocnienia miejsc szczególnie narażonych na obciążenia podczas formowania – anizotropia konstrukcji. aktualnie produkuje się ramy, w których łączy się obie technologie. mechanizm łączenia  lutowanych ram rowerowych po spawaniu najczęściej stosowaną metodą łączenia elementów ram rowerowych jest lutowanie. spośród zjawisk fizykochemicznych, zachodzących na granicy materiał – spoiwo w procesach lutowania twardego i wysokotemperaturowego największe znaczenie dla wytrzymałości połączenia mają zjawiska dyfuzji. o otrzymaniu poprawnego złącza decyduje również przygotowanie powierzchni materiałów lutowanych, wpływające bezpośrednio na zwilżalność ciekłym lutem i takie zjawiska powierzchniowe jak kapilarność i rozpływność. zwilżalność w procesach lutowania to zdolność lutu do pokrywania powierzchni elementów łączonych cienką, równomierną i nieprzerwaną warstwą spoiwa. ze zwilżalnością ściśle związana jest rozpływność, zależna od właściwości fizykochemicznych lutu i podłoża oraz wielkości sił adhezji na granicy łączenia. jest to zdolność pokrywania możliwie największego obszaru materiału lutowanego przez ciekły lut. wynika z tego jednoznacznie, że na rozpływność mają również wpływ właściwości powierzchniowe elementów łączonych takie jak np. chropowatość powierzchni czy ukierunkowanie nierówności [24]. przygotowanie elementów ramy  do lutowania prace konstrukcyjne zaczyna się od projektu geometrii ramy. w zależności od wybranego jej rodzaju, przy uwzględnieniu anatomii przyszłego użytkownika, należy wskazać nadrzędne wymiary i kąty, na podstawie których wyliczane 45przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 są pozostałe zależności geometryczne. na postawie założonych i obliczonych długości/kątów należy zaprojektować poszczególne węzły trapezu i trójkąta tylnego. zdarza się, że wytwórca wykonuje wszystkie elementy konstrukcyjne ramy, jednak najczęściej, przynajmniej w pewnym zakresie, korzysta się z gotowych rozwiązań (np. haki, widelec). przygotowanie takich elementów jest często pracochłonne, a przez to nieekonomiczne. dodatkowo szeroko dostępne na rynku produkty komercyjne są bardzo dobrej jakości i zwykle dużo lżejsze (np. decydując się na widelec kompozytowy). na etapie wyboru rurek/profili, konstruktor powinien uwzględnić kompatybilność wykonywanej przez siebie ramy z pozostałymi podzespołami, które wykonywane są w pewnych standardach. zamawiając rury znanych producentów, kwestia ta jest przez nich zapewniona. rury zawsze zamawia się z nieznacznym zapasem wymiarowym na obróbkę. odcinek ten wskazany jest wyraźnie na dołączonej dokumentacji rysunkowej. niektórzy wytwórcy dodatkowo oznaczają go kolorem. następnie po zamocowaniu pojedynczej rury (np. rura górna lub rura dolna) w uchwycie z odpowiednio wyprofilowanymi zaciskami obrabia się mechanicznie jej końce. sposób obróbki zależy od stopnia wyposażenia warsztatu (od dedykowanych frezarek, przez elektronarzędzia, po pilniki ręczne). w przypadku obróbki ręcznej, na końce rur można nakleić szablony (wykroje) wygenerowane przez program graficzny, odwzorowujące wzajemne przenikanie się profili, z uwzględnieniem zakładanych odstępów. metody przygotowania powierzchni elementów ramy do procesu lutowania wymagają użycia odpowiednich technik, zarówno czyszczenia, jak i modyfikacji powierzchni, zapewniających osiąganie najkorzystniejszych właściwości dyfuzyjnych, uwzględniając rodzaj materiałów łączonych i stosowanych lutów. mają one zasadniczy wpływ na właściwości mechaniczne połączeń, a przez to na niezawodność pracy konstrukcji ramy. w praktyce, w zależności od właściwości łączonych elementów oraz charakterystyki używanych lutów, stosuje się różne metody przygotowania powierzchni, w celu jej rozwinięcia oraz zapewnienia spójności, zwilżalności i kapilarności: mechaniczne i chemiczne. najczęściej stosowane metody mechaniczne usuwają większość zanieczyszczeń organicznych i nieorganicznych, zmieniając dodatkowo topografię powierzchni oraz jej reaktywność. w zależności od materiałów łączonych można ją realizować poprzez szlifowanie czy obróbkę strumieniowo – ścierną, choć najczęściej stosuje się chropowacenie materiałami ściernymi (papier, włókna, wełna metalowa). metody mechaniczne umożliwiają ukonstytuowanie struktury geometrycznej warstwy wierzchniej, zapewniając maksymalne jej rozwinięcie, lecz nie gwarantują dobrego uaktywnienia powierzchni, stąd powinny być połączone z późniejszą obróbką chemiczną. zazwyczaj pierwszym i końcowym etapem przygotowania powierzchni jest jej odtłuszczenie, zwykle za pomocą rozpuszczalników organicznych lub roztworów substancji powierzchniowo czynnych. pozycjonery do montażu ram unieruchamiają elementy podczas lutowania, zapobiegają ich odkształcaniu wskutek oddziaływania naprężeń cieplnych, zapewniają stabilność wymiarową i dogodny dostęp do węzłów. są to zazwyczaj konstrukcje uniwersalne, które można dopasować do wielu typów użytkowych ram. wszystkie punkty bazowe: główka ramy, rura podsiodłowa, mufa suportu i tylne haki są regulowane, co zapewnia możliwość uzyskania założonych wymiarów. uchwyt taki, może być zamontowany na wsporniku w pozycji pionowej lub na stole w pozycji poziomej. na rysunku 1 pokazano przykładowe pozycjonery do lutowania ram rowerowych. a) b) c) rys. 1. przykładowe stoły pozycjonujące stosowane do lutowania ram rowerowych [10] fig. 1. examples of positioning tables used for bicycle frames brazing [10] technologia lutowania ram rowerowych powszechnie znane są dwa rodzaje wykonywania połączeń lutowanych: bezpośrednie/stykowe (fillet brazed) i z mufami (lugged) (rys. 2). mufy (ang. lugs) są łącznikami pełniącymi jednocześnie funkcje wzmocnień najbardziej obciążonych miejsc konstrukcji – węzłów. mufy zwiększają obszar przenoszący obciążenia, a nie koncentrują ich jak np. spoiny. wykonuje się je przez przeróbkę plastyczną, odlewanie (metoda wosku traconego) lub rzadziej metodami spawalniczymi, niekoniecznie z tego samego materiału, co główne elementy ramy. mogą one dodatkowo pełnić funkcję ozdobną, przyjmując dowolnie zaprojektowane przez użytkownika kształty [22], co w połączeniu z odpowiednim lakierowaniem stanowi dodatkowy walor estetyczny (rys. 3). na wielu portalach dedykowanych użytkownikom 46 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 rowerów, jako zaleta ram lutowanych wymieniana jest łatwość demontażu takich połączeń przez podgrzanie lutu do temperatury rozlutowania. należy tu jednak zwrócić uwagę, że podczas wykonywania połączeń lutowanych twardych zachodzi zjawisko dyfuzji, zatem temperatura topnienia wytworzonego już połączenia, może być inna (zwykle wyższa) niż użytego lutu. w takich przypadkach istnieje prawdopodobieństwo zdeformowania czy uszkodzenia, a przez to utratę właściwości wytrzymałościowych przegrzanej ramy. w lipcu 2013 roku zespół autora niniejszego opracowania przygotował zgłoszenie patentowe 404706 proponujące zastosowanie muf wewnętrznych. rys. 2. podstawowe metody wytwarzania ram rowerowych: spawanie (a), lutowanie z wykorzystaniem muf (b) i lutowanie bezpośrednie/stykowe (c) fig. 2. basic methods of bicycle frames manufacturing: welding (a), lugged brazing (b) and fillet brazing (c) rys. 3. ozdobne kształty muf łączących rury ram rowerowych [22] fig. 3. ozdobne kształty muf łączących rury ram rowerowych [22] lutowanie bezpośrednie (tzw. stykowe, na styk) rur ram rowerowych (w praktyce najczęściej stalowych) wymaga znacznej precyzji, stąd zazwyczaj stosowanie ograniczone jest do produkcji jednorazowej, realizowanej w warsztatach przez tzw. framebuilderów (pojawił się ostatnio polski odpowiednik „ramiarz”). nie oznacza to, że wytwarzane w ten sposób ramy są gorszej jakości. doświadczeni praktycy są w stanie wyprodukować konstrukcje dopasowaną do anatomii i wymagań użytkowania, o bardzo dobrej wytrzymałości i funkcjonalności. takie wytwarzane na zamówienie konstrukcje niejednokrotnie swoją ceną przewyższają konstrukcje wykonane przez uznanych producentów z branży. lutowanie bezpośrednie elementów ramy wymaga dokładnego przygotowania i spasowania elementów łączonych. szerokość szczeliny lutowniczej, należy dopasować do stosowanego lutu, tak aby wykazywała ona właściwości kapilarne. kapilarność w technice lutowania jest samoczynnym wypełnianiem szczelin przez ciekły lut, wynikającym z różnicy między ciśnieniem powstającym wewnątrz szczeliny, a ciśnieniem otoczenia. zależy ona od napięcia powierzchniowego, lepkości i gęstości lutu, a przede wszystkim właśnie od szerokości szczeliny. największe ciśnienie kapilarne występuje dla szczelin poniżej 0,05 mm, wtedy jednak ich zdolność wypełnienia lutem, szczególnie w warunkach lutowania topnikowego, jest ograniczona [24]. z punktu widzenia kapilarności zaleca się stosowanie szczelin lutowniczych w zakresie 0,05÷0,2 mm [24]. przy takich wymogach niezwykle istotne jest zapewnienie właściwego pozycjonowania łączonych elementów. dla szczelin o wielkości ponad 0,3 mm większość lutów traci już właściwości kapilarne [24]. wielu niedoświadczonych konstruktorów nie zwraca uwagi na ten ważny parametr, stosując znacznie większe odstępy. wytrzymałość takich ram opiera się głównie na znacznym naddatku lutu (im większa pachwina tym większa wytrzymałość). natomiast doświadczeni framebuilderzy są w stanie przewidzieć nieznaczne wydłużenie materiałów, będące wynikiem rozszerzalności cieplnej podczas operowania płomieniem acetylenowo-tlenowym, i stosują nieznacznie większe szerokości szczelin, uzyskując podczas lutowania danego węzła właściwości kapilarne. szczególnie korzystne jest zastosowanie lutowania w przypadku elementów o niewielkiej grubości ścianek, często dodatkowo cieniowanych. znane są rozwiązania, gdzie stosuje się cieniowanie 0,8-0,5 mm, a nawet 0,7-0,4 mm, w których nazbyt duże obciążenie cieplne jest niedopuszczalne [16,20]. najczęściej lutuje się mieszanką acetylenowo-tlenową, choć możliwe (ale rzadko praktykowane) jest zastosowanie gazów o mniejszym wydatku energetycznym (np. propan-powietrze). zwykle reguluje się płomień z niewielką przewagą acetylenu nawęglający i dobiera duży dziób palnika, w celu zredukowania prędkości wylotowej gazu, tak aby płomień nagrzewał dużą powierzchnię bez lokalnych przegrzań [18]. ważne jest, aby zachować właściwą odległość palnika od grzanych elementów i nie przetrzymywać płomienia dłuższy czas w jednym miejscu, tylko równomiernie ogrzewać po obwodzie obie łączone rurki. jest to szczególnie istotne podczas lutowania stopów aluminium, których temperatura topnienia często bywa nieznacznie wyższa od temperatury topnienia lutów, a sam materiał podczas ogrzewania nie zmienia barwy. ewentualne przegrzanie okolic złącza zależy w znacznym stopniu od umiejętności lutowacza. technika i kolejność lutowania zależy od preferencji oraz doświadczenia framebuildera. po zamontowaniu ramy w przyrządzie pozycjonującym najczęściej zaczyna się od połączenia rury podsiodłowej z mufą suportu. zwykle złącze obwodowe dzieli się na 2 lub 4 części i lutuje w etapach, zawsze symetrycznie. należy pamiętać, że kierunek płynięcia roztopionego lutu determinuje grawitacja i wysoka temperatura, stąd połączenia najczęściej wykonuje się z góry na dół. podczas procesu lutowania zawsze występuje wieloetapowa kontrola geometrii. a) b) c) 47przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 do lutowania najczęściej stosuje się spoiwa miedziane, mosiężne lub srebrne (do stali) i aluminiowe (do stopów aluminium) umożliwiające zapewnienie odpowiedniej wytrzymałości konstrukcji [9÷11,15,18,20,23]. luty dobiera się w zależności od rodzaju materiałów łączonych, temperatury topnienia, a w przypadku większej produkcji również ceny. do stali najczęściej wykorzystuje się luty mosiężne o temperaturze topnienia ok. 860-920 °c. jest to zakres temperatur, mogący powodować zmiany właściwości elementów składowych (np. poddanych wcześniej obróbce cieplnej), zatem nie wszystkie gatunki stali można bez konsekwencji lutować tymi spoiwami. jednakże znani producenci rur, na których to produktach pracuje większość framebuilderów, świadomie wytwarzają elementy z materiałów niezmieniających właściwości podczas lutowania, zatem nie trzeba np. dodatkowo przeprowadzać obróbki cieplnej. łączenie z wykorzystaniem mosiądzu uchodzi za relatywnie ekonomiczne i łatwiejsze do wykonania – mniejsze wymagania tolerancji pasowania materiałów oraz kontroli temperatury, dlatego często polecane jest początkującym konstruktorom. luty mosiężne równie chętnie wykorzystuje się w produkcji seryjnej (mufy), jak i jednostkowej (na styk). do lutowania stali równie popularnie stosuje się luty na bazie srebra. mimo niższej temperatury topnienia, w zależności od stopu ok. 600-830 °c, i wyższej wytrzymałości połączeń, spoiwa te nie mogą konkurować z opartymi na stopach miedzi, głównie z uwagi na czynnik ekonomiczny. wysoka cena srebra, połączona z jego niekiedy znacznym udziałem procentowym (nawet powyżej 70%) powoduje, że często zastosowanie tych lutów jest nieopłacalne. niemniej stopy srebra wykazują wiele korzystnych cech, jak zdolność wnikania w bardzo wąskie szczeliny czy niższe temperatury topnienia, a co za tym idzie mniejsze zmiany spowodowane obciążeniem cieplnym w złączach. głównymi dodatkami w lutach srebrnych jest miedź (do 50%) i cynk (do 40%). przed wprowadzeniem dyrektywy rohs często rys. 4. złącza lutowane rur ramy rowerowej bezpośrednio po procesie łączenia fig. 4. brazed joints of bicycle frame pipes directly after bonding process a) b) c) d) wykorzystywano kadm, jako składnik obniżający temperaturę topnienia i ułatwiający lutowanie. aktualnie do grupy często wykorzystywanych spoiw można zaliczyć luty mosiężne (np. cu 407a, cu 681, cu 773 czy nieujęty w normie stop cuznni5) i srebrne (np. ag 134, ag 145, ag 245) – oznaczenia wg pn-en iso 17672:2010. dla wybranego rodzaju lutu należy dobrać odpowiedni topnik. kryterium wyboru stanowi przede wszystkim zakres temperaturowy aktywności, ale również postać i związany z nią sposób aplikacji czy konieczność późniejszego oczyszczania. do stali najczęściej wykorzystuje się topniki fh20, fh21 (luty mosiężne) i fh10, fh12 (luty srebrne), do aluminium fl10 i fl20 – oznaczenia wg pn-en 1045:2001. należy pamiętać, że większość topników oferowanych na rynku to produkty korozyjne, które po procesie lutowania trzeba bezwzględnie usuwać (rys. 4). poprawnie wykonane połączenia lutowane na styk oferują bardzo korzystne wskaźniki wytrzymałościowe, niezależnie od typu ramy i formy użytkowania roweru. istnieją niszczące badania wytrzymałości konstrukcji czy poszczególnych węzłów, jednak nie są one praktykowane w produkcji jednostkowej. złącza lutowane powinny być projektowane jako przenoszące siły tnące, natomiast w przypadku ram rowerowych, z uwagi na charakter konstrukcji, próby oceny wytrzymałości na ścinanie są niewłaściwe. stosuje się jedynie proste próby warsztatowe oceny jakości wykonania złączy. praktykujący framebuilderzy wytwarzają konstrukcje, w których nawet w przypadku wymagających warunków eksploatacyjnych czy nieoczekiwanych zdarzeń drogowych, zawsze w pierwszej kolejności zniszczeniu ulega materiał rodzimy. znane są próby modelowania właściwości mechanicznych połączeń lutowanych ram rowerowych (rys. 5), ale aktualnie nie oferują żądanej dokładności oraz są zbyt mało popularne. połączenia lutowane są zazwyczaj bardzo estetyczne, a w przypadku konieczności poprawy wyglądu lutowin, obrabia się je mechanicznie. rys. 5. przykładowe wyniki analizy mes połączeń lutowanych ram rowerowych: a, b – lutowanie bezpośrednie, c – lutowanie na mufy (opracowanie własne) fig. 5. exemplary results of fem analysis of bicycle frames brazed joints: a, b fillet brazing, c lugged brazing (own work) a) b) c) 48 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 metody poprawy  parametrów użytkowych ram aktualnie istnieje wiele sposobów poprawy przede wszystkim wytrzymałości mechanicznej ram rowerowych, ale również innych parametrów użytkowych, bez ingerencji w czynnik materiałowy. co ważne, zwiększone wskaźniki wytrzymałościowe uzyskuje się często przy jednoczesnej redukcji masy ramy. właściwości ram można ulepszać stosując m.in. obróbkę cieplną czy obróbkę skrawaniem względnie plastyczną mającą na celu zmianę kształtu i/lub grubości elementów (tzw. cieniowanie) [9,10,16,17,19÷21]. cieniowanie pozwala na dopasowanie grubości ścianek rur do stanu naprężeń występującego w konstrukcji ramy. proces ten realizuje się mechanicznie, hydraulicznie lub pneumatycznie [16]. ponieważ zazwyczaj największe obciążenia występują w okolicach węzłów, w tych obszarach grubość elementów jest większa, niż w części środkowej (rys. 6). znane są komercyjne rozwiązania, gdzie wykonuje się cieniowanie nawet do grubości 0,5 mm lub mniejszej (0,8-0,5 mm czy 0,7-0,4 mm) [16,20]. najczęściej stosuje się cieniowanie pojedyncze lub podwójne (double butted/double gauge), choć znane są rozwiązania 3-, 4-, a nawet 5-krotnego cieniowania [21]. cieniowanie rur prowadzi nie tylko do zmniejszenia ich masy, ale również nadaje ramie wysoką elastyczność (głównie w przypadku stali). w ostatnich latach pojawiły się na rynku ramy cieniowane promieniowo, tj. konstrukcje np. na zewnątrz okrągłe, wewnątrz owalne. rozwiązania takie, szczególnie łączone z klasycznym cieniowaniem osiowym są jednak bardzo kosztowne. inną formą poprawy właściwości mechanicznych stosowanych komponentów jest tzw. wzmacnianie helikoidalne (helical reinforcements). polega ono na wykonaniu wewnątrz rury (np. dolnej, podsiodłowej, sterowej) spiralnych rys. 6. przykłady cieniowanych rur ram rowerowych fig. 6. examples of butted pipes of bicycle frames żeber o wymiarze ok. 1 mm, które powodują dodatkowe umocnienie struktury profilu. obróbka cieplna, jakiej poddawane się często ramy rowerowe, polega na kontrolowanym temperaturowo i czasowo nagrzewaniu, wygrzewaniu i chłodzeniu konstrukcji. celem tych zabiegów jest zmiana właściwości (głównie mechanicznych) wskutek ingerencji w strukturę materiału. jej charakter zależy oczywiście od materiału ramy, ale decyzję o jej ewentualnym przeprowadzeniu dyktują również oczekiwane parametry funkcjonalne konstrukcji, a niekiedy czynniki ekonomiczne – skomplikowane operacje obróbki cieplnej w znacznym stopniu generują ostateczny koszt. niekiedy wytwórcy ram rowerowych popełniają błędy projektowe, nie uwzględniając lub minimalizując kosztowo obróbkę cieplną, a jednocześnie planując np. dodatkowe wzmocnienia (tzw. zastrzały) koncentrujące naprężenia. podsumowanie lutowanie bezpośrednie jest wyjątkową techniką wytwarzania ram rowerowych, która z uwagi na bardzo dobre właściwości złączy, ich funkcjonalność i walory estetyczne, zdobywa coraz szersze grono odbiorców. mimo relatywnie wysokiej ceny tak wykonanych konstrukcji oraz konkurencyjnej palety komercyjnych rozwiązań, wielu pasjonatów i profesjonalistów decyduje się na wybór tak spajanych ram. w polsce tylko kilka osób zajmuje się usługowo produkcją ram lutowanych na styk. są to rozpoznawalni w branży i poważani z uwagi na jakość oferowanych konstrukcji framebuilderzy. ich produkty są cenione również przez zawodowych kolarzy, nie tylko w polsce. prognozuje się nieznaczny wzrost popularności tego typu produktów, gdyż doświadczeni framebuilderzy prowadzą szkolenia praktyczne dla amatorów, kończące się zwykle wykonaniem ramy wg projektu uczestnika. wprawdzie kursy takie nie są tanie (kilka tysięcy złotych w polsce, za granicą odpowiednio więcej), ale sposobność poznania aspektów praktycznych, połączona z możliwością wygenerowania unikatowej, dopasowanej pod konkretnego użytkownika geometrii ramy, kompensują poniesione koszty. autor pragnie podziękować znanym polskim framebuilderom i osobom związanym zawodowo z branżą rowerową za pomoc w przygotowaniu i merytorycznym zrecenzowaniu niniejszego opracowania . szczególne wyrazy wdzięczności dla panów: orłowskiego „orlowski frames”, rychtarskiego „rychtarski – bicycle workshop, bikes4you”, uścieńskiego „kajak custom” oraz nowaka i folcika „hultaj – bikes, technology, humanities” . 49przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 literatura [1] earth policy institute from worldwatch institute, global sherpa, 2010. [2] formosa n.: up-and-comers rise in relevance to global market, bicycle retailer and industry news, vol. 21, nr 11/2012. [3] ekiert a., mojkowski j.: zmieniamy samochody na rowery?, angora, nr 28/2013. [4] polacy na rowerach, komunikat z badań bs/119/2012, fundacja centrum badania opinii społecznej, warszawa, wrzesień 2012 [5] lessard b.l., nemes a.j., lizotte l.p.: utilization of fea in the design of composite bicycle frames, composites vol. 26, issue: 1, 1995. [6] liu, thomas jin-chee; wu, huang-chieh: fiber direction and stacking sequence design for bicycle frame made of carbon/epoxy composite laminate, materials and design vol. 31, issue: 4, 2010. [7] fuerle f., sienz j.: decomposed surrogate based optimization of carbonfiber bicycle frames using optimum latin hypercubes for constrained design spaces, computers and structures, vol. 119, 2013. [8] lados d.a.: material and design optimization for an aluminum bike frame, worcester polytechnic institute, 2012. [9] milson f.: rower – regulacja, naprawa, konserwacja, geocenter international, warszawa, 1996. [10] wilkinson m.: bicycle frame building in the usa, winston churchill travelling fellow, 2011. [11] nelson r.: bike frame races carbon consumer goods forward, reinforced plastics, vol. 47, issue 7-8, 2003. [12] carbon composite sports bike, reinforced plastics, vol. 52, issue 9, 2008. [13] cicero s., lacalle r., cicero r., fernández d., méndez d.: analysis of the cracking causes in an aluminium alloy bike frame, engineering failure analysis, vol. 18, issue: 1, 2011. [14] allsop j.d., allsop m.g.: modular composite bicycle frame, composites part a: applied science and manufacturing (incorporating composites and composites manufacturing) volume: 27, issue: 4, 1996. [15] emiliani m.: the metallurgy of brazing, bike tech, bicycling magazine’s newsletter for the technical enthusiast, 1982. [16] materiał ramy to trzeba wiedzieć, magazyn rowerowy bikeboard. [17] zinn l.: zinn i sztuka serwisowania roweru górskiego, mzg, 2006. [18] derlukiewicz w., ambroziak a., białucki p.: lutowanie akcesoriów do aluminiowych ram rowerowych, przegląd spawalnictwa nr 10/2010. [19] białucki p., derlukiewicz w.: właściwości złączy lutowanych w stalowych ramach rowerowych, przegląd spawalnictwa, nr 9/2010. [20] zwoliński j., opracowanie własne z zakresu branży rowerowej, www.staff.amu.edu.pl [21] brandt a.: cro-mo nie klęka – rzecz o rowerach, wyprawa.nonstopadventure.pl [22] http://waterfordbikes.com/ [23] steel tube materials and processes, reynolds technology ltd, 2013. [24] mirski z.: sterowanie szerokością szczeliny lutowniczej w procesach spajania materiałów różnoimiennych, prace naukowe instytutu technologii maszyn i automatyzacji politechniki wrocławskiej nr 73, seria: monografie nr 22, oficyna wyd. politechniki wrocławskiej, wrocław 2000. ps 9 2016 www.pdf 121przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 wpływ gazu osłonowego na emisję zanieczyszczeń  podczas lutospawania łukowego  blach stalowych pokrytych powłokami ochronnymi shielding gas influence on pollutants emission during arc weld brazing of steel sheets with protective coatings dr inż. jolanta matusiak, mgr inż. joanna wyciślik – instytut spawalnictwa, gliwice. autor korespondencyjny/corresponding author: jolanta.matusiak@is.gliwice.pl streszczenie w artykule przedstawiono wyniki badań wielkości emisji zanieczyszczeń pyłowych i gazowych powstających przy lutospawaniu łukowym metodami mig/mag. badania przeprowadzono dla blach stalowych z powłoką cynkową oraz powłoką ze stopu cynku i żelaza. na osłonę łuku zastosowano argon oraz mieszaniny gazowe dwuskładnikowe typu ar+o2, ar+co2, ar+h2 i trójskładnikowe ar+co2+h2. w analizie wyników badań przedstawiono wpływ składu gazu osłonowego na wielkość emisji pyłu całkowitego, tlenków azotu i tlenku węgla oraz na skład chemiczny zanieczyszczeń pyłowych. słowa  kluczowe: lutospawanie; emisja zanieczyszczeń; blachy z powłokami ochronnymi; gazy osłonowe; skład chemiczny pyłu abstract the results of research into the fume and gas emission during mig/mag arc weld brazing are presented in the article. research was conducted for hot – dip coated steel sheets with zinc and zinc and iron alloy coatings. arc shielding gases applied were ar, ar+o2, ar+co2, ar+h2 and ar+co2+h2 gas mixtures. the analysis of the results presents the influence of composition of shielding gas effect on the emission rate of total fume, nitrogen oxides and carbon monoxide and the chemical composition of welding fume. keywords:  weld brazing; pollutants emission; protective coated sheet; shielding gases; chemical composition of welding fume wprowadzenie procesy lutospawania związane są z wydzielaniem się do środowiska zanieczyszczeń w postaci dymu spawalniczego. dym (aerozol dwufazowy kondensacyjny) jest mieszaniną drobno dyspersyjnych cząstek stałych (pyłu) oraz różnych gazów, głównie tlenków azotu i tlenku węgla, które stanowią fazę rozpraszającą aerozolu. skład chemiczny pyłu przy lutospawaniu jest odmienny od składu chemicznego pyłu przy procesach spawania i zależy od składu drutu elektrodowego, rodzaju oraz grubości powłoki ochronnej i w znikomym procencie od składu chemicznego materiału rodzimego. lutospawanie blach stalowych z powłokami cynkowymi wiąże się ze znaczną emisją związków cynku. skład chemiczny spoiw stosowanych w procesach lutospawania łukowego powoduje, że w pyle występują związki miedzi oraz manganu. związki cynku mogą być przyczyną gorączki metalicznej – choroby zawodowej, której objawy przypominają grypę i ustępują po kilku dniach [1]. długotrwałe narażenie pracowników na oddziaływanie dymu spawalniczego powoduje różnego rodzaju schorzenia układu oddechowego. w badaniach ukierunkowanych na poszukiwanie metod ograniczania emisji dymu przy procesach spawalniczych, możliwości doboru gazów osłonowych o różnym składzie chemicznym stanowią jedną z ważniejszych dróg do zmniejszania zagrożenia środowiska pracy czynnikami chemicznymi. głównym celem badań, które przedstawiono w artykule było wyznaczenie korelacji pomiędzy składem gazu osłonowego a wielkością emisji zanieczyszczeń oraz składem chemicznym pyłu z procesu lutospawania łukowego metodą mig/mag blach stalowych z powłokami ochronnymi [2,3]. zakres badań badania prowadzono dla sześciu gazów osłonowych, zastosowano argon i jego mieszaniny z tlenem (ar+2%o2), dwutlenkiem węgla (ar+2% co2), wodorem (ar+2%h2) oraz z dwutlenkiem węgla i wodorem (ar+2%co2+1%h2 i ar+3%co2+1%h2). mieszaniny gazowe o takim składzie uznawane są za najkorzystniejsze technicznie osłony gazowe do zastosowania zwłaszcza w procesach lutospawania metodą mig/mag [4,5]. materiał podstawowy wykorzystany w badaniach stanowiła stal ocynkowana w gat. dx jolanta matusiak, joanna wyciślik przeglad welding technology review 122 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 54d z100mbo i dx 54d zf100rbo. zastosowano blachy stalowe ocynkowane zanurzeniowo (ogniowo) z powłoką cynkową typu z100mbo (powłoka cynkowa, podwyższona jakość powierzchni, oliwiona, grubość powłoki 5-12 µm) oraz z powłoką ze stopu cynku i żelaza typu zf100rbo (powłoka ze stopu cynku i żelaza, podwyższona jakość powierzchni, oliwiona, grubość powłoki 5-12 µm). w trakcie badań zastosowano jeden stały dla wszystkich gazów i wybranych blach stalowych zestaw parametrów technologicznych lutospawania. wykaz gazów osłonowych i parametrów technologicznych do badań emisji zanieczyszczeń przedstawiono w tablicy i. do lutospawania zastosowano spoiwo w postaci drutu litego w gatunku cusi3mn, o średnicy 1 mm, spoiwo zawiera: 2,80÷2,95% si, 0,75÷0,95% mn, reszta cu. badania wielkości emisji pyłu i gazów wykonano na spawalniczym stanowisku doświadczalnym wyposażonym w komorę pyłową zabezpieczającą przed wypływem zanieczyszczeń na zewnątrz. do pobierania próbek pyłu w celu określenia emisji zastosowano metodę grawimetryczną. badania emisji gazów przy lutospawaniu prowadzone były metodą bezpośrednią, czyli z zastosowaniem analizatora testo-350 z odczytem bezpośrednim gazów (no, no2, co) oraz temperatury. identyfikację fazową i ilościową analizę fazową pyłu wykonano z wykorzystaniem dyfraktometru rentgenowskiego empyrean stosując promieniowanie kobaltu w konfiguracji z detektorem pixcel. podstawą do identyfikacji składników fazowych była baza international centre for diffraction data pdf-4 (2011). wpływ składu gazu osłonowego  na wielkość emisji zanieczyszczeń badania wykazały, że skład gazu osłonowego wpływa na wielkość emisji pyłu przy lutospawaniu łukowym metodą mig/mag. wśród badanych sześciu gazów osłonowych stwierdzono, że największa emisja pyłu całkowitego związana jest z zastosowaniem argonu na osłonę łuku spawalniczego. prawidłowość powyższą wykazano dla obydwu gatunków materiałów podstawowych, tzn. blach stalowych z powłoką cynkową typu z oraz typu zf. najkorzystniejsze w ograniczeniu wielkości emisji pyłu jest zastosowanie mieszanin trójskładnikowych. mieszanina gazowa ar+2%co2+1%h2 charakteryzowała się najmniejszą emisją pyłu całkowitego przy lutospawaniu mig/mag blach stalowych z powłokami. w porównaniu do lutospawania w osłonie ar, wprowadzenie mieszaniny ar+2%co2+1%h2 spowodowało ograniczenie wielkości emisji pyłu w całym gatunek stali gaz osłonowy parametry technologiczne procesu i [a] u [v] vdr [m/min] vsp [mm/min] dx 54d zf 100 rbo a r a r + 2 % o 2 a r + 2 % c o 2 a r + 2 % h 2 a r + 2 % c o 2 + 1 % h 2 a r + 3 % c o 2 + 1 % h 2 70 13,7 3,5 190 100 16,7 5,3 320 130 17,7 7,0 620 dx 54d z 100 mbo 70 13,7 3,5 190 100 16,7 5,3 320 130 17,7 7,0 620 i [a] – prąd spawania, u [v]napięcie łuku, vdr [m/min]prędkość podawania drutu, vsp [mm/min]prędkość spawania tablica i. zestawienie gazów osłonowych i parametrów technologicznych do badania emisji zanieczyszczeń [2] table i. shielding gases and technological parameters for research into emission of pollutants [2] badanym zakresie prądowo-napięciowym średnio o 35% dla blachy z powłoką cynkową typu z i średnio o 50% dla blachy z powłoką stopową cynk i żelazo typ zf. kolejna trójskładnikowa mieszanina gazowa ar+3%co2+1%h2 zastosowana na osłonę łuku wykazała mniej pozytywne wyniki w aspekcie ograniczenia wielkości emisji pyłu całkowitego. w porównaniu do lutospawania w osłonie ar, wprowadzenie mieszaniny ar+3%co2+1%h2 spowodowało redukcję wielkości emisji pyłu w całym badanym zakresie prądowo-napięciowym średnio o ok. 30% dla blachy z powłoką cynkową typu z i powłoką typu zf. wprowadzenie na osłonę łuku mieszanin gazowych dwuskładnikowych powoduje również ograniczenie wielkości emisji pyłu. dla mieszaniny ar+2%o2 wykazano, że w porównaniu do lutospawania w osłonie argonu, emisja pyłu uległa ograniczeniu o 25% dla blachy stalowej z powłoką typu z i o 22% dla powłoki typu zf. dla mieszaniny ar+2%co2 wykazano, że emisja pyłu całkowitego uległa ograniczeniu o ok. 33% dla blachy z powłoką typu zf i ok. 25% dla powłoki typu z. w badaniach wielkości emisji pyłu na osłonę łuku zastosowano również mieszaninę o składzie ar+2%h2. w porównaniu do lutospawania w osłonie ar, wprowadzenie mieszaniny ar+2%h2 spowodowało ograniczenie wielkości emisji pyłu w całym badanym zakresie parametrów prądowo-napięciowych o 30% dla blachy stalowej z powłoką cynkową typu z i typ zf. zależności pomiędzy składem gazu osłonowego a wielkością emisji pyłu całkowitego dla badanego zakresu parametrów prądowo-napięciowych przedstawiono na rysunku 1. rys. 1. wpływ składu gazu osłonowego na wielkość emisji pyłu podczas lutospawania mig/mag blach stalowych z powłokami ochronnymi [2]. zakres parametrów technologicznych: natężenie prądu spawania: 70a÷130 a, napięcie łuku: 13,7v÷17,7 v, prędkość podawania drutu: 3,5÷7,0 [m/min], prędkość spawania: 190÷620 [mm/min] fig. 1.  influence of shielding gas composition on fume emission during mig/mag weld brazing of steel sheets with protective coatings. (i – welding current, u – arc voltage, vw – wire feed rate, vws – welding speed, i= 70÷130 a; u= 13,7÷17,7 v; vw= 3,5÷7,0 m/min; vws= 190÷620 mm/min) 123przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 skład gazu osłonowego przy lutospawaniu łukowym metodą mig/mag wpływa także na wielkość emisji tlenków azotu. wśród przebadanych sześciu różnych gazów osłonowych największa emisja nox wystąpiła przy zastosowaniu na osłonę łuku argonu oraz mieszanki ar+2%o2. przy lutospawaniu blachy stalowej z powłoką cynkową typu z największa emisja nox występuje przy zastosowaniu na osłonę łuku argonu, natomiast przy lutospawaniu blachy z powłoką typu zf mieszanina ar+2%o2 powoduje największą emisję tlenków azotu. z kolei mieszanina gazowa ar+2%co2 charakteryzowała się najmniejszą emisją nox przy lutospawaniu mig/mag blach stalowych z powłokami (rys. 2). w porównaniu do lutospawania w osłonie ar, wprowadzenie tej mieszaniny spowodowało średnio 4,5-krotne ograniczenie wielkości emisji tlenków azotu dla blachy z powłoką cynkową typu z i ponad 6,5-krotne dla blachy z powłoką typu zf. zastosowanie na osłonę łuku trójskładnikowych mieszanin gazowych ar+co2+h2 również sprzyjało zmniejszeniu emisji nox w porównaniu do lutospawania w osłonie ar. wprowadzenie mieszaniny ar+2%co2 + 1%h2 spowodowało ograniczenie wielkości emisji nox w całym badanym zakresie prądowo-napięciowym średnio o 34% dla blachy z powłoką cynkową typ zf i o ok. 16% dla blachy z powłoką typu z. w przypadku lutospawania blachy stalowej z powłoką typu z, wprowadzenie na osłonę łuku mieszaniny gazowej ar+3%co2+1%h2 powoduje ponad 2-krotne ograniczenie emisji tlenków azotu w porównaniu do osłony argonowej. analiza wyników badań wykazała wpływ składu chemicznego gazu osłonowego na wielkość emisji tlenku węgla przy lutospawaniu łukowym mig/mag blach stalowych z powłokami ochronnymi. zastosowanie na osłonę łuku mieszanin trójskładnikowych ar+co2+h2 zwiększa emisję tlenku węgla ok. 25÷30-krotnie w porównaniu do emisji przy lutospawaniu w osłonie ar. duża emisja tlenku węgla dla mieszanin trójskładnikowych związana jest z zawartością w składzie co2 na poziomie 2÷3%. jak wiadomo, głównym źródłem tlenku węgla przy spawaniu/lutospawaniu łukowym w osłonie gazowej jest dwutlenek węgla. w wyniku dysocjacji termicznej co2 do środowiska wydzielany jest tlenek węgla, zgodnie z reakcją: 2co2→2co+o2. mieszanina ar+2%co2 również powoduje ok.10÷15-krotny wzrost emisji co w porównaniu do osłony jednoskładnikowejargonu. zastosowanie przy lutospawaniu mig/mag gazu osłonowego ar+2%h2 zwiększa emisję tlenku węgla (podobnie jak dla gazu aktywnego ar+2%co2) ok. 9÷14-krotnie w porównaniu do emisji co przy lutospawaniu w osłonie argonu. najmniejsza emisja tlenku węgla występuje przy argonie i mieszaninie ar+2%o2, wielkość emisji co dla tych dwóch gazów osłonowych jest bardzo zbliżona (rys. 3). badania emisji zanieczyszczeń pyłowych i gazowych przy lutospawaniu łukowym metodą mig/mag wykazały wpływ składu chemicznego gazu osłonowego na wielkość emisji pyłu całkowitego, tlenków azotu i tlenku węgla. w celu ograniczenia emisji pyłu najkorzystniejsze jest zastosowanie na osłonę łuku mieszaniny trójskładnikowej ar+2%co2+1%h2. z kolei mieszanina ar+2%co2 pozwala na zdecydowanie największe ograniczenia wielkości emisji tlenków azotu. najkorzystniejsze wyniki w redukcji emisji tlenku węgla można uzyskać podczas zastosowania na osłonę łuku argonu i mieszaniny ar+2%o2. podobnie, jak przy procesach spawania łukowego w osłonie gazów, tak i przy lutospawaniu metodą mig/mag blach stalowych z powłokami nie istnieje możliwość wybrania i zastosowania gazu osłonowego o jednym uniwersalnym składzie pozwalającym na ograniczenie emisji zarówno pyłu jak i emisji szkodliwych gazów. wpływ gazu osłonowego na emisję zanieczyszczeń związany jest z właściwościami chemicznymi, fizycznymi i energetycznymi danej mieszaniny gazowej. argon, który jest bardzo korzystnym technologicznie gazem osłonowym do lutospawania spoiwem cusi3mn blach stalowych z powłokami cynkowym [4,5], w przypadku problemu emisji zanieczyszczeń do środowiska pracy, ocena tego gazu nie jest już tak jednoznacznie pozytywna. zastosowanie argonu powoduje najwyższą emisję pyłu i tlenków azotu, ale również wprowadzenie argonu na osłonę łuku sprzyja niskiej emisji tlenku węgla. mieszaniny z niewielką zawartością co2 lub o2 w aspekcie technologicznym poprawiają stabilność procesu lutospawania, jakość i estetykę lutospoin [4,5]. tlen i dwutlenek węgla wpływają korzystnie na stabilizację łuku elektrycznego, wprowadzanie stosunkowo małej ilości ciepła oraz zmniejszenie rozprysku. przy lutospawaniu tlen i dwutlenek węgla mogą intensyfikować proces utleniania powłoki cynkowej na stali. w aspekcie środowiska pracy, mieszaniny te wpływają na ograniczenie emisji pyłu całkowitego oraz w przypadku mieszaniny ar+2%co2 ograniczenie emisji tlenków azotu, natomiast już mieszanina ar+2%o2 powoduje największą emisję tlenków azotu. z kolei mieszanina ar+2%o2 z uwagi na skład chemiczny przyczynia się do znacznego ograniczenia wielkości emisji tlenku węgla. mieszaniny dwu i trójskładnikowe z dodatkiem wodoru na poziomie 1÷3% technologiczne zapewniają stabilny przebieg jarzenia się łuku, brak rozprysku i dobry wygląd lutospoiny. dodatek h2 do mieszaniny może jednakże powodować utlenienie lica lutospoiny i mieszaniny te mogą mieć niekorzystny wpływ cieplny na powłokę cynkową w strefie łączenia. w aspekcie ochrony środowiska pracy, mieszaniny trójskładnikowe argon z dwutlenkiem węgla i wodorem pozwalają na ograniczenie emisji pyłu i tlenków azotu. rys. 2. wpływ składu gazu osłonowego na wielkość emisji tlenków azotu podczas lutospawania mig/mag blach stalowych z powłokami ochronnymi. (i= 70÷130a; u= 13,7÷17,7v; vdr= 3,5÷7,0m/min; vsp= 190÷620 mm/min) [2] fig.  2.  influence of shielding gas composition on the emission of nitrogen oxides during mig/mag weld brazing of steel sheets with protective coatings. (i= 70÷130 a; u= 13,7÷17,7v; vw= 3,5÷7,0 m/min; vws= 190÷620 mm/min) rys. 3. wpływ składu gazu osłonowego na wielkość emisji tlenku węgla podczas lutospawania mig/mag blach stalowych z powłokami ochronnymi. (i= 70÷130a; u= 13,7÷17,7v; vdr= 3,5÷7,0 m/min; vsp= 190÷620 mm/min) [2] fig.  3.  influence of shielding gas composition on the emission of carbon monoxide during mig/mag weld brazing of steel sheets with protective coatings. (i= 70÷130 a; u= 13,7÷17,7v; vw= 3,5÷7,0 m/min; vws= 190÷620 mm/min) 124 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 niestety mieszaniny z wodorem wpływają przy lutospawaniu mig/mag stali z powłokami cynkowymi na wzrost emisji tlenku węgla [6]. badania wykazały, że wielkość emisji pyłu i gazów jest związana nie tylko ze składem zastosowanego gazu osłonowego, ale również zależy od rodzaju powłoki ochronnej i parametrów prądowo-napięciowych procesu [2]. największa emisja pyłu wystąpiła przy lutospawaniu metodą mig/mag blach stalowych z powłoką ze stopu cynku i żelaza – powłoką typu zf. powłoka cynkowa typu z charakteryzowała się mniejszymi wartościami emisji dla wszystkich badanych warunkach prądowo-napięciowych procesu i dla wszystkich gazów osłonowych (rys. 1). w przypadku emisji nox wpływ powłoki na wielkość emisji jest trudny do jednoznacznego zdefiniowania (rys. 2), emisja nox kształtowała się na najwyższym poziomie dla blachy z powłoką zf przy zastosowaniu mieszanin gazowych ar+2%o2, ar+3%co2+1%h2 oraz ar+2%h2. natomiast przy osłonie gazowej ar, ar+2%co2 i ar+2%co2+1%h2 większa emisji tlenków azotu wystąpiła przy lutospawaniu stali z powłoką z. w przypadku emisji tlenku węgla dla wszystkich badanych rodzajów gazów osłonowych większa emisja wystąpiła przy lutospawaniu blachy z powłoką typu zf (rys. 3). badania wielkości emisji zanieczyszczeń przy lutospawaniu mig/mag wykonano dla zakresu parametrów technologicznych: natężenie prądu spawania: 70a÷130 a, napięcie łuku: 13,7÷17,7 v (tabl. i). analiza wyników badania emisji pyłu i gazów potwierdziła generalną korelację pomiędzy natężeniem prądu przy spajaniu łukowym, a wielkością emisji pyłu. wystąpiła korelacja pełna dodatnia (związek wprost proporcjonalny), ze wzrostem wartości natężenia prądu rośnie wartość emisji pyłu, tlenków azotu i tlenku węgla. graficzną analizę korelacji pomiędzy natężeniem prądu a wielkością emisji pyłu przy lutospawaniu mig/mag blachy stalowej z powłoką typu zf przedstawiono na rysunku 4. w przeprowadzonych badaniach przy większych natężeniach prądu przy lutospawaniu mig/mag występowała większa emisja pyłu całkowitego, tlenków azotu i tlenku węgla. emisja pyłu przy lutospawaniu mig/mag blachy z powłoką typu zf w osłonie ar przy prądzie 130a (ep= 4,68 mg/s) jest 1,5-krotnie większa w porównaniu do emisji pyłu przy natężenia prądu 100a (ep= 2,97mg/s) i aż 4-krotnie większa w porównaniu do emisji pyłu przy i= 70a (ep= 1,09 mg/s) [2]. rys. 4. wpływ natężenia prądu na wielkość emisji pyłu podczas lutospawaniu mig/mag stali dx54d zf 100 rbo w osłonie różnych gazów [2] fig.  4.  influence of welding current on fume emission during mig/mag weld brazing of dx54d zf 100 rbo steel with protective coatings wpływ składu gazu osłonowego  na skład chemiczny pyłu  przy lutospawaniu blach z powłoką cynkową identyfikację oraz ilościową analizę fazową pyłu powstającego przy lutospawaniu mig/mag blach z zastosowaniem spoiwa cusi3mn wykonano dla blach z powłoką typu z [3]. określono następujące składniki fazowe pyłu: tlenek cynku zno, cynk metaliczny zn, miedź metaliczna cu, kupryt cu2o – tlenek miedzi(i), tenoryt cuo – tlenek miedzi(ii), mangan metaliczny γ-mn (mangan o układzie krystalograficznym tetragonalnym) oraz tlenek manganu(ii) mnxo. badania wykazały, że rodzaj gazu osłonowego ma istotne znaczenie dla składu fazowego pyłu oraz dla zawartości w pyle poszczególnych składników (rys. 5). największa zawartość w pyle tlenku cynku związana jest z lutospawaniem w osłonie argonu i wynosiła 78,5%. najmniejsza zawartość zno w pyle wystąpiła dla lutospawania tradycyjną metodą mig/mag przy zastosowaniu mieszaniny dwuskładnikowej ar+2%h2 – zawartość zno – 25,9% oraz trójskładnikowej typu ar+3%co2+1%h2 – zawartość zno – 36,4%. w aspekcie zmniejszenia zawartości zno w pyle z procesu lutospawania korzystne jest więc zastosowanie wyżej wymienionych mieszanin gazowych. w przypadku związków pochodzących ze spoiwa; miedzi metalicznej cu, kuprytu cu2o – tlenek miedzi(i) oraz tenorytu cuo – tlenek miedzi(ii) ich zawartość w pyle również zależy od składu gazu osłonowego. największe zawartości w pyle miedzi metalicznej występują dla mieszaniny trójskładnikowej ar+3%co2+1%h2 i gazu ar+2%h2. ograniczenie zawartości cu w pyle wymaga zastosowania na osłonę łuku argonu lub mieszaniny ar+2%o2. duże znaczenie dla środowiska pracy ma obecność w pyle związków manganu. przy lutospawaniu metodą mig/mag wykazano w pyle obecność tylko dwóch związków manganu, był to mangan metaliczny γ-mn (mangan o układzie krystalograficznym tetragonalnym) oraz tlenek manganu(ii) mnxo. tlenek manganu(ii) mnxo wystąpił w pyle powstającym przy zastosowaniu na osłonę łuku niektórych gazów, np. ar+3%co2+1%h2, ar+2%o2 i ar+2%h2. pył powstający przy lutospawaniu w osłonie argonu nie zawierał tlenku manganu (ii), natomiast odnotowano zawartość manganu metalicznego γ-mn na poziomie 3,9%. w pyle powstającym przy lutospawaniu metodą mig/mag w osłonie różnych mieszanin gazowych blach z powłoką cynkową nie stwierdzono obecności związków żelaza. rys. 5. ilościowa analiza fazowa pyłu powstającego przy lutospawaniu blachy dx54d z100mbo metodą mig/mag w osłonie różnych mieszanek gazowych [3] fig.  5.  phase analysis of fume during mig/mag weld brazing of dx54d z100mbo sheet using various shielding gases 125przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 możliwości doboru gazu osłonowego  w aspekcie ograniczania  emisji zanieczyszczeń  przy lutospawaniu łukowym  w ocenie środowiska pracy przy procesach lutospawania łukowego istotną rolę odgrywa wielkość emisji zanieczyszczeń pyłowych i gazowych oraz skład chemiczny powstającego pyłu. warto zwrócić uwagę, że zdecydowanie dominującym czynnikiem zagrażającym zdrowiu pracowników jest emisja pyłu i fakt wysokiej zawartości w pyle związków cynku, miedzi i obecność związków manganu. w celu zmniejszenia zawartości zno w pyle korzystne jest zastosowanie przy tradycyjnej metodzie lutospawania mig/mag mieszanin gazowych ar+2%h2 oraz ar+3%co2+1%h2. ograniczenie zawartości cu i tlenku gaz osłonowy ograniczenie emisji ograniczenie zawartości w pyle pyłu   całkowitego nox co zno cu i cuo związków  manganu ar o o +++ − o − ar+2%o2 + o +++ o + − ar+2%co2 ++ +++ o o + o ar+2%h2 + ++ o ++ − o ar+2%co2+1%h2 +++ ++ − o − ++ ar+3%co2+1%h2 ++ ++ − ++ − +++ − – nie satysfakcjonujące; o – obojętne; + – średnie; ++ – dobre; +++ – bardzo dobre miedzi w pyle wymaga zastosowania na osłonę łuku mieszanin dwuskładnikowych: ar+2%o2 i ar+2%co2. natomiast w celu redukcji emisji związków manganu jest konieczne zastosowanie w procesie na osłonę łuku mieszanin trójskładnikowych [7]. zastosowanie mieszanin trójskładnikowych jest najkorzystniejsze w ograniczeniu wielkości emisji pyłu całkowitego. biorąc pod uwagę wpływ pyłu powstającego przy lutospawaniu blach stalowych z powłokami cynkowymi na organizm człowieka, dobór składu gazu osłonowego warto ukierunkować na ograniczenie właśnie emisji pyłu do środowiska pracy. w oparciu o wyniki przeprowadzonych badań dokonano oceny poszczególnych gazów osłonowych biorąc pod uwagę możliwość ograniczenia wielkości emisji zanieczyszczeń i wpływu na zmniejszenie zawartości w pyle związków cynku, miedzi i manganu (tabl. ii). tablica ii. wpływ gazów osłonowych na ograniczenie emisji pyłu i gazów do środowiska pracy oraz na ograniczenie zawartości w pyle związków zn, cu i mn przy lutospawaniu łukowym metodą mig/mag blach stalowych z cynkowymi powłokami ochronnymi [3] table ii. influence of a shielding gas on the reduction of pollutant emission and zn, cu and mn compound contents in fume during mig/mag weld brazing of zinc coated steel sheets podsumowanie badania emisji zanieczyszczeń pyłowych i gazowych przy lutospawaniu metodą mig/mag blach stalowych z powłokami cynkowymi wykazały wpływ składu gazu osłonowego na wielkość emisji pyłu całkowitego, tlenków azotu i tlenku węgla oraz skład chemiczny powstającego pyłu. stwierdzono, że nie istnieje możliwość wybrania i zastosowania gazu osłonowego o jednym uniwersalnym składzie chemicznym pozwalającym na ograniczenie emisji zarówno pyłu jak i szkodliwych gazów oraz ograniczeniu zawartości w pyle związków cynku, miedzi i manganu. wpływ gazu osłonowego na emisję zanieczyszczeń związany jest z właściwościami chemicznymi, fizycznymi i energetycznymi danej mieszaniny gazowej. przy lutospawaniu metodą mig/mag spoiwem cusi3mn blach z powłokami cynkowymi największa emisja pyłu występuje przy zastosowaniu na osłonę łuku argonu. wprowadzanie mieszanin gazowych trójskładnikowych ar+co2+h2 oraz mieszanin dwuskładnikowych ar+o2 i ar+co2 wpływa na ograniczenie wielkości emisji pyłu całkowitego do środowiska pracy. najkorzystniejsze wyniki w redukcji emisji pyłu można uzyskać przez zastosowanie na osłonę łuku mieszanin argon z dwutlenkiem węgla i wodorem, np. ar+2%co2+1%h2. największa emisja tlenków azotu przy lutospawaniu metodą mig/mag występuje przy zastosowaniu na osłonę łuku argonu i mieszaniny ar+2%o2, natomiast wprowadzenie mieszaniny ar+2%co2 pozwala na największe jej ograniczenie. najmniejsza emisja tlenku węgla występuje przy wprowadzaniu na osłonę łuku argonu i mieszaniny ar+o2. mieszaniny trójskładnikowe ar+co2+h2 oraz dwuskładnikowe ar+co2 powodują wielokrotny wzrost emisji tlenku węgla w porównaniu do osłony jednoskładnikowej – argonu. 126 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 literatura [1] t. wittczak., j. walusiak, c. pałczyński: choroby układu oddechowego u spawaczy (welding-related respiratory diseases), medycyna pracy 2009;60(3), s. 201-208. [2] j. matusiak, j. wyciślik: badania wpływu warunków technologicznych i materiałowych lutospawania łukowego elektrodą topliwą w osłonie gazów stali z powłokami na emisję pyłu i gazów do środowiska pracy, praca badawcza instytutu spawalnictwa nr ma-37, gliwice (2013). [3] j. matusiak, j. wyciślik: badania wpływu składu gazów osłonowych na emisję pyłu i gazów przy lutospawaniu łukowym metodami niskoenergetycznymi blach stalowych z powłokami ochronnymi, praca badawcza instytutu spawalnictwa nr ma-38, gliwice (2014). [4] d.iordanescu., l.quintino, r. miranda., g. pimenta,: influence of shielding gases and process parameters on metal transfer and bead shape in mig brazed joints of the thin zinc coated steel plates, materials and design 27, 2006. [5] a. winiowski, m. różański, t pfeifer: nowe gazy osłonowe do lutospawania metodą mig/mag blach ocynkowanych galwanicznie, praca badawcza instytutu spawalnictwa nr ad-26/2, gliwice 2013. [6] j. matusiak, j. wyciślik: influence of shielding gas on fume and gas emission during arc weld brazing of steel sheets with coatings”. metalurgija 54 (2015) 1, s. 71-74. [7] j. matusiak, j. wyciślik, h. krztoń: phase analysis of fume during arc weld brazing of steel sheets with protective coatings, metalurgija 22(2016) 2, s. 169-172 największa zawartość w pyle tlenku cynku związana jest z lutospawaniem w osłonie argonu i wynosiła 78,5%. w celu ograniczenia zawartości związków zn w pyle, na osłonę luku należy stosować mieszaniny dwuskładnikowe ar+2%h2 oraz trójskładnikowe typu ar+3%co2+1%h2. przeprowadzone badania wykazały, że wielkość emisji pyłu i gazów przy lutospawaniu łukowym jest związana nie tylko ze składem chemicznym zastosowanego gazu osłonowego, ale również znacząco zależy od rodzaju powłoki ochronnej i parametrów prądowo-napięciowych procesu. 201310_pspaw_fg98.pdf 59przegląd spawalnictwa 10/2013 tomasz chmielewski marek węglowski krzysztof kudła nowe funkcje zasilaczy inwertorowych zbudowanych techniką micor do metody mma new features of the mma welding inverter built  in micor technology  a inż toma z c mie ew ki – politechnika warszawska d inż a ek ow ki – rywal-rhc, warszawa d inż zy zto dła – politechnika częstochowska. a t a t the paper presents the results of experimental studies of the properties of modern welding power source made in technology micor. it differs from the conventional inverter that on the primary side there are two inverters and two high frequency electric transformers combined in one electrical system. this paper also presents the external characteristics of the power source an selected properties of welds. st e z zenie w artykule przedstawiono wyniki badań doświadczalnych właściwości użytkowych nowoczesnego spawalniczego źródła inwertorowego wykonanego w technice micor. różni się ono od klasycznego zasilacza z przemianą częstotliwości tym, że po stronie pierwotnej zastosowano dwa falowniki oraz dwa transformatory wysokiej częstotliwości połączone w jeden układ elektryczny. zaprezentowano zewnętrzne charakterystyki statyczne i dynamiczne oraz wybrane właściwości spoin. t jedną z podstawowych metod łączenia metali jest nadal ręczne spawanie elektrodą otuloną. metoda ta wykorzystywana jest zarówno w zastosowaniach amatorskich, jak i w produkcji spawalniczej – na montażu, jak i do wysokowydajnego spawania, w tym do napawania i modyfikacji powierzchni [1÷5]. w artykule przedstawiono m.in. zastosowanie nowych funkcji wbudowanych w systemy sterowania nowoczesnych urządzeń spawalniczych, przeznaczonych do spawania metodą mma w technice micor. funkcje te wykorzystywane są podczas spawania elektrodami z zastosowaniem impulsowej modulacji prądu, która zmniejsza odkształcenia materiału, dając lepszy komfort pracy spawacza przy jednoczesnym podwyższeniu jakości złączy spawanych i wydajności procesu. p zek ztałtniki z wewn t zn zemian z tot iwo i zasilacze łuku spawalniczego nowej generacji, do której należą przekształtniki z wewnętrzną przemianą częstotliwości po stronie pierwotnej transformatora, zwane inwertorami lub zasilaczami inwersyjnymi, funkcjonują od blisko 30 lat. budowa tego typu zasilaczy stała się możliwa dzięki zastosowaniu w urządzeniach spawalniczych tranzystorów o dużej mocy i wysokim dopuszczalnym napięciu obciążenia. inwertorowe spawalnicze źródła energii budowano według nowych zasad działania. konstrukcyjnie różniły się one od zasilaczy łuku spawalniczego opartych na prostownikach diodowych lub tyrystorowych [6÷9, 12, 13]. schemat blokowy przekształtnika z wewnętrzną przemianą częstotliwości po stronie pierwotnej pokazano na rysunku 1. składa się on z następujących głównych zespołów: – prostownika napięcia sieci zasilającej jednolub trójfazowego (1), 60 przegląd spawalnictwa 10/2013 – filtra pojemnościowego napięcia wyprostowanego (2), – falownika tranzystorowego (3), – transformatora podwyższonej częstotliwości (4), – prostownika wtórnego podwyższonej częstotliwości (5), – dławika filtrującego (6). zastosowany w przekształtniku sterownik zawiera układy regulacji i spełnia wszystkie funkcje sterowania i kontroli pracy falownika, tzn.: – generuje impulsy o częstotliwości i szerokości wynikającej z nastawionego natężenia prądu spawania lub programu zmian tego prądu, – zamienia sygnał zadany prądu spawania na odpowiednie sygnały sterujące pracą generatora wraz z układami logiki systemu sterowania pracą falownika; – kontroluje równocześnie minimalną i maksymalną szerokość impulsów, – kontroluje prąd tranzystorów w układzie falownika, – kontroluje temperaturę elementów podatnych na przeciążenia prądowe, – kontroluje napięcie zasilania, – wypełnia wiele innych funkcji związanych ze sterowaniem i kontrolą pracy falownika. zastosowany w układzie sterowania regulator spełnia wszystkie funkcje związane z zadawaniem, regulacją i sterowaniem pracą przekształtnika i procesu spawania, tzn.: – zadaje wartość podstawowego parametru spawania, – optymalizuje wartości prądu spawania, – optymalizuje charakterystyki przy załączeniu falownika, – przełącza parametry spawania, – wytwarza impulsy modulujące prąd spawania (przy spawaniu prądem pulsującym), – diagnozuje i wyłącza awaryjnie obwody, – kontroluje obieg cieczy chłodzącej palnika spawalniczego, – zadaje wstępne parametry spawania, – włącza układy pomiarowe oraz wypełnia wiele innych funkcji. już pod koniec lat 80. ub. w. opublikowano artykuły dotyczące nowoczesnych źródeł inwertorowych wykorzystujących układy rezonansowe [8÷11]. jednak konstrukcje tego typu były głównie teoretyczne, ponieważ poziom technologiczny w tamtym czasie był niewystarczający do ich zastosowania na skalę produkcyjną. w 2005 r. firma lorch przedstawiła i opatentowała ry 1 schemat blokowy przekształtnika z wewnętrzną przemianą częstotliwości po stronie pierwotnej; us – układ sterowania, regulacji i zabezpieczeń [8] i 1 block diagram of the converter with internal conversion of frequency on the primary side; u.s. – the control unit and electrical protection system ry 2 część schematu przekształtnika z wewnętrzną przemianą częstotliwości, która w technice micor ma odmienną budowę i 2 part of block scheme of the converter with internal conversion of frequency, with a different structure in the micor technology ry 3 schemat blokowy przekształtnika z wewnętrzną przemianą częstotliwości w technice micor i 3 block diagram of the converter with internal conversion of frequency based on the micor technology 1 2 3 61przegląd spawalnictwa 10/2013 swoje rozwiązanie pod nazwą superresonant series-parallel bridge converter, wykonane w technice micor. schemat blokowy układu jest podobny do schematu pokazanego na rysunku 1. różnica dotyczy jedynie części schematu, który pokazano na rysunku 2. na rysunku 3 przedstawiono schemat ideowy źródła inwertorowego wykonanego w technice micor. różnice w stosunku do klasycznego zasilacza z przemianą częstotliwości po stronie pierwotnej są następujące: po stronie pierwotnej zastosowano dwa falowniki oraz dwa transformatory wysokiej częstotliwości połączone w jeden układ elektryczny [14, 15]. przez wiele lat różne firmy próbowały połączyć ze sobą dwa niezależne falowniki tak, aby pracowały synchronicznie. rozwiązanie takie zastosowała i opatentowała firma lorch [20]. następną różnicę stanowi zastosowanie między falownikiem i przed transformatorem cewki wysokiej częstotliwości ls oraz kondensatora cs, które razem z transformatorem tworzą układ rezonansowy. napięcie przechodzące przez cewkę jest indukowane i podwyższane. zastosowanie kondensatora o odpowiedniej pojemności powoduje magazynowanie ładunku, a po naładowaniu kondensatora procesor wyłącza falownik, czego skutkiem jest rozładowanie kondensatora. dzięki temu urządzenia inwertorowe zbudowane w technice micor mają odpowiednio duży zapas napięcia, dający stabilny łuk niewrażliwy na zakłócenia powstające podczas spawania. zmiana konstrukcji wewnętrznej urządzenia spowodowała zdecydowany spadek masy urządzeń. przykładowo, masa urządzenia 350÷400a wynosi 18 kg, czyli o ponad połowę mniej niż w klasycznych zasilaczach inwertorowych. ry 4 charakterystyka zewnętrzna statyczna źródła klasycznego inwertorowego most ponte 165 i 4 external static characteristic of the classical welding inverter most ponte 165 ewn t zne a akte y tyki taty zne adany deł dowy zewnętrzna charakterystyka statyczna spawalniczego źródła zasilania przedstawia zależność napięcia mierzonego na zaciskach wyjściowych źródła w funkcji prądu płynącego w obwodzie zewnętrznym w warunkach rezystancyjnego obciążenia symulującego łuk spawalniczy. badaniom poddano klasyczne źródło inwertorowe prądowe – most ponte 165 oraz zasilacz inwertorowy wykonany techniką micor – x350 lorch. wyniki pomiarów statycznych charakterystyk klasycznych zasilacza inwertorowego przedstawiono na rysunku 4, ry 5 charakterystyki zewnętrzne statyczne źródła inwertorowego x-350 lorch wykonanego techniką micor i 5 external static characteristics of the modern welding inverter x-350 lorch based on the micor technology 62 przegląd spawalnictwa 10/2013 natomiast na rysunku 5 pokazano charakterystyki zewnętrzne statyczne źródła micor. ważną zaletą źródeł prądowych wykonanych techniką micor jest zabezpieczenie spawacza przed porażeniem prądem przez zastosowanie niskiego napięcia spoczynkowego (stand by voltage) na poziomie 24 v. jednocześnie zastosowanie wysokiej wartości napięcia stanu jałowego, na dopuszczalnym poziomie osiągającym nawet 100 v, powoduje silne zjonizowanie przestrzeni międzyelektrodowej, czego efektem jest wysoka stabilność łuku, przy braku trwałych zwarć elektrody, oraz polepszenie ponownych zapłonów łuku spowodowanych m.in. spawaniem w pozycjach przymusowych lub niewłaściwym osuszeniem i niską jakością elektrod [19]. dzięki zastosowaniu wysokiego napięcia w obszarze niskiego natężenia prądu spawania uzyskuje się wysoką elastyczność łuku, szczególnie podczas dużych wahań jego długości spowodowanych między innymi zmianą pozycji spawania, geometrią rowka czy nawet niskimi umiejętnościami spawacza. takie rozwiązanie zapobiega wygaszaniu łuku przy dużej zmienności napięcia spawania oraz daje lepszy komfort pracy spawacza związany z niezakłóconym wykonywaniem ściegu spoiny. w źródłach zbudowanych techniką micor istnieje możliwość przełączenia na tryb spawania elektrodami rutylowymi, elektrodami zasadowymi i celulozowymi (rys. 5). w przypadku spawania elektrodami zasadowymi wykorzystuje się charakterystykę statyczną zewnętrzną z funkcją force arc, zwiększającą natężenie prądu w czasie znacznego obniżenia napięcia łuku podczas jego skrócenia lub zwarcia kropli ciekłego metalu z jeziorkiem spawalniczym. wzrost prądu powoduje krótkotrwałe zwiększenie siły elektrodynamicznej i szybkie odcięcie kropli od końca elektrody. w przypadku spawania elektrodami celulozowymi napięcie na odcinku poziomym charakterystyki utrzymywane jest na wysokim poziomie ok. 70 v. zapobiega to wygaszeniu łuku przy znacznym jego wydłużeniu, co jest charakterystyczne dla spawania z użyciem tego typu elektrod. w punkcie pracy charakterystyka statyczna jest stałoprądowa również z dodatkową funkcją force arc. dzięki zastosowaniu innowacyjnych rozwiązań w urządzeniach budowaną techniką micor możliwe jest zastosowanie dużej rezerwy napięcia, przy jednoczesnym zmniejszeniu o ponad połowę masy urządzenia w stosunku do klasycznych zasilaczy inwertorowych. ewn t zne a akte y tyki dynami zne za i a zy celem określenia dynamicznych właściwości nowej generacji zasilaczy budowanych techniką micor, przeprowadzono próby spawania z jednoczesną rejestracją prądu spawania i napięcia łuku przy różnych nastawach parametrów oraz funkcji sterowania. dla każdego urządzenia i każdej nastawy natężenia prądu wykonano 10 prób spawania, a do dalszej analizy wybrano najbardziej typowe dla każdego przypadku spoiny i przyporządkowany im czasowy przebieg prądu i napięcia spawania (oscylogram). zarejestrowane podczas badań oscylogramy przedstawiono w tablicy i. na podstawie badań przebiegów czasowych prądu i napięcia spawania stwierdzono, że sposób przechodzenia kropli ciekłego metalu ma charakter zwarciowy, niezależnie od rodzaju badanego inwertora. znaczne różnice występują w charakterze czasowych przebiegów parametrów, głównie prądu spawania. porównując klasyczne źródło inwertorowe most ponte 165 z urządzeniem x 350 firmy lorch w funkcji spawania normal, można zauważyć różnice w przebiegach prądowo-czasowych. w źródle klasycznym podczas zwarcia ciekłej kropli elektrody z materiałem prąd bardzo szybko narasta do wartości maksymalnej prądu zwarcia, która jest utrzymywana aż do momentu oderwania się kropli od elektrody, po czym natężenie prądu opada bardzo szybko do wartości roboczej. w źródle micor w procedurze spawania normal przebieg prądu podczas zwarcia składa się z dwóch faz. w pierwszej występuje krótkotrwały pik prądowy mający za zadanie przygotowanie (podgrzanie) końca elektrody do utworzenia i odcięcia kropli, co następuje w drugiej fazie zwarcia. takie podejście stwarza lepsze warunki spawania związane z kontrolowanym transportem ciekłego metalu do jeziorka. opisane rozwiązanie nie jest spotykane w klasycznych źródłach inwertorowych. w technice micor uzyskanie tak dynamicznych zmian prądowych możliwe jest dzięki zastosowaniu bardzo szybkich procesorów, mierzących napięcie łuku, i odpowiednio zaprogramowanej procedury spawania – źródło odpowiednio reaguje na zakłócenia, wydłużając lub skracając poszczególny etapy przechodzenia kropli. dodatkowo w celu ułatwienia spawania w pozycjach przymusowych wprowadzono w urządzeniach dodatkową funkcję spawania impulsowego, które do tej pory nie było stosowane w metodzie mma. w tablicy i przedstawiono przebiegi czasowe prądu, którego zmiany odbywają się cyklicznie z poziomu prądu spawania 100 do 50 a, zmniejszając efektywnie ciepło wprowadzone do złącza, ograniczając jednocześnie odkształcenia i płynność jeziorka, co zapobiega spływaniu ciekłego metalu, szczególnie podczas spawania w pozycji pf. y ane wła iwo i oin przeprowadzono badania metalograficzne wybranych spoin. na rysunkach 6 i 8 pokazano powierzchnie lica spoin. rysunek 7 przedstawia makrostrukturę spoiny pachwinowej wykonanej podczas spawania stali 63przegląd spawalnictwa 10/2013 ta i a i przebiegi prądu i napięcia spawania w funkcji czasu dla źródła klasycznego oraz wykonanych metodą micor ta e i. the graphs of welding current and voltage as a function of time for classical power source and modern solution based on the micor technology fu nk cj a n or m al k la sy cz ny in w er to r m os t p on te 1 65 fu nk cj a n or m al t ec hn ik a m ic o r x 3 50 l or ch fu nk cj a p ul s te ch ni ka m ic or x 3 50 l o r c h ry 6 powierzchnia lica spoiny pachwinowej wykonanej w warunkach procedury normal z zastosowaniem źródła prądu opartego na technice micor i 6 the image of the face of fillet weld welded using normal procedure on the device with micor technology ry 7 mikrostruktura spoiny pachwinowej wykonanej w warunkach procedury normal z zastosowaniem źródła prądu opartego na technice micor i 7 the microstructure of fillet weld welded using normal procedure on the device with micor technology n at ęż en ie p rą du , a n ap ię ci e łu ku , v czas, ms ry 8 obraz powierzchni lica spoiny pachwinowej wykonanej z impulsowym zasilaniem łuku z zastosowaniem źródła prądu opartego na technice micor i 8. the image of the face of fillet weld welded using puls procedure on the device with micor technology ry 9 obraz mikrostruktury spoiny pachwinowej wykonanej z impulsowym zasilaniem łuku z zastosowaniem źródła prądu opartego na technice micor i 9 the microstructure of fillet weld welded using puls procedure on the device with micor technology 64 przegląd spawalnictwa 10/2013 pod mowanie rozwój nowoczesnych urządzeń spawalniczych wciąż trwa, szczególnie w odniesieniu do wyposażania ich w coraz nowsze tryby pracy. w ostatnich latach na rynku urządzeń spawalniczych pojawiło się kilka nowatorskich rozwiązań konstrukcyjnych źródeł energii do spawania łukowego [16÷19], takich jak opisana w artykule technika micor. charakterystyczne są właściwości zasilaczy inwertorowych, których efekty w postaci wysokiej stabilności procesu spawania oraz znacznej (ok. 50%) redukcji masy silnie wpływają na poszerzenie zakresu przydatności technologicznej zarówno samej metody mma, jak i spawania w ogóle. lite at a [1] chmielewski t., golański d.: znaczenie spawalnictwa w procesie remanufacturingu. przegląd spawalnictwa, 2011, nr 6, s. 29-32. [2] chmielewski t., golański d.: napawanie brązu berylowego stellitem metodą mcaw. przegląd spawalnictwa, 2011, nr 10, s. 23-27. [3] chmielewski t., węglowski m.: analiza rynku spawalniczego w polsce pod względem sprzedaży urządzeń oraz materiałów spawalniczych. przegląd spawalnictwa, 2010, nr 6, s. 28-31. [4] kolasa a., cegielski p., michalis a.: nowe krajowe wielofunkcyjne źródło energii elektryczne do spawania łukowego. przegląd spawalnictwa, 2002, nr 8-10. [5] węglowski m.: badania właściwości spawalniczych źródeł energii elektrycznej z wewnętrzną przemianą częstotliwości. rozprawa doktorska, warszawa, 2008. [6] dobaj e.: maszyny i urządzenia spawalnicze. wydawnictwa naukowo-techniczne, warszawa, 1998. [7] kensik r.: eksploatacja urządzeń spawalniczych. część i. źródła spawalnicze. skrypt politechniki częstochowskiej, częstochowa, 1995, [8] kolasa a.: cyfrowa rewolucja w spawalnictwie. przegląd spawalnictwa, 1998, nr 10-11. [9] steigerwald r.l.: a comparison of half-bridge resonant converter topologies. apec proceedings, s. 135-144, march, 1987. [10] fisher r.a., steigerwald r.l., saj c.f.: a frequency/pwm controlled converter with two independently regulated outputs. hfpc proceedings, pp. 459 -471, may, 1989. [11] fisher k.d.t., ngo, kuo m.h.: a 500khz, 250w dcdc converter with multiple outputs controlled by phase-shifted pwm and magnetic amplitiers. hfpc proceedings, s. 100 -110, may, 1988. [12] carrera a.: dynamic behaviour of d.c. arc welding generators for arc welding. dok. mis ii-31-58. [13] kolasa a.: właściwości dynamiczne źródeł energii elektrycznej do spawania łukowego oraz kryteria ich oceny. praca naukowa politechniki warszawskiej, warszawa, 1990. [14] pn-en 60974-1:2007: sprzęt do spawania łukowego część 1: spawalnicze źródła energii. [15] węglowski m., chmielewski t., kudła k.: porównanie wybranych właściwości nowoczesnych spawalniczych inwertorowych źródeł energii przeznaczonych do spawania metodą mag. 51. naukowo-techniczna konferencja spawalnicza, dębe 22-24.10.2009. [16] węglowski m., chmielewski t.: efektywność spawania w odmianach metody mag na podstawie wybranych właściwości spawalniczych. i konferencja polskiej izby producentów urządzeń i usług „nowoczesne technologie obróbki metali”, bydgoszcz, 31.03 – 1.04. 2011. [17] węglowski m., chmielewski t.: badania właściwości urządzeń z wewnętrzną przemianą częstotliwości przeznaczonych do spawania metodą mag. xvii międzynarodowa konferencja spawalnicza energetyków, opole turawa, 20-23 kwietnia 2010. [18] węglowski m., chmielewski t., kudła k.: porównanie właściwości spawalniczych inwertorowych źródeł energii przeznaczonych do spawania metodą mag. przegląd spawalnictwa, 2009, nr 10, s. 81-83. [19] węglowski m., kudła k.: porównanie klasycznych źródeł inwertorowych z inwertorami zbudowanymi w technice micor, 54 naukowo-techniczna konferencja spawalnicza „spawalnictwo. osiągnięcia – potrzeby – wyzwania”, sosnowiec 16-18 października 2012, biuletyn instytutu spawalnictwa, nr 5/2012. [20] katalog rywal-rhc, wyd. 3, toruń, 2011. nierdzewnej austenitycznej 1.4301 o grubości 2 mm z zastosowaniem urządzenia opartego na technice micor w trybie pracy normal. jako materiał dodatkowy zastosowano elektrodę otuloną most 308l-16 (gat. 1.4316), którą stapiano z zastosowaniem prądu o wartości 75 a. na rysunku 9 przedstawiono makrozgład spoiny pachwinowej wykonanej z zastosowaniem tych samych parametrów, z impulsowym trybem pracy zasilacza (puls). na podstawie badań stwierdzono dużo mniejsze odpryski podczas spawania z impulsowym zasilaniem łuku (puls) w porównaniu ze spawaniem w trybie pracy zasilacza normal. zaobserwowano również dużo mniejsze odkształcenia blach po procesie spawania w trybie impulsowym, niż w procedurze normal. 201509_pspaw.pdf 34 przegląd spawalnictwa vol. 87 9/2015 charakterystyka mikrostruktury powłok ni-al2o3 natryskanych zimnym gazem microstructure characterization of cold sprayed ni-al2o3 coatings dr inż. anna góral – instytut metalurgii i inżynierii materiałowej pan, dr hab. inż. wojciech żórawski – politechnika świętokrzyska. autor korespondencyjny/corresponding author: a.goral@imim.pl streszczenie natryskiwanie zimnym gazem jest najnowocześniejszą metodą natryskiwania cieplnego pozwalającą na uzyskanie właściwości powłok nieosiągalnych dotychczas konwencjonalnymi metodami natryskiwania cieplnego. w artykule przedstawiono proces natryskiwania zimnym gazem oraz możliwości natryskiwania powłok kompozytowych. pokazano ponadto wyniki badań własnych mikrostruktury i analizy składu fazowego powłoki ni-al2o3 otrzymanej przez natrysk zimnym gazem. słowa kluczowe: natryskiwanie zimnym gazem, powłoka kompozytowa, ni-al2o3 abstract cold spraying is the state-of-the-art of thermal spraying which allows to obtain new unique properties of a coating. these properties are unattainable by conventional thermal spray processes. the paper shows fundamental issues of the cold spray process and possibility of the spraying of composite coatings. some results of a microstructure and phase composition of cold sprayed ni-al2o3 coatings are presented. keywords: cold spraying, composite coating, ni-al2o3 wstęp powłoki kompozytowe o osnowie metalowej należą do grupy materiałów znajdujących się w obszarze intensywnego zainteresowania przedstawicieli nauki i techniki oraz przemysłu na całym świecie. stwarzają one możliwości programowania pożądanych cech eksploatacyjnych poprzez programowanie mikrostruktury i optymalizowanie właściwości, zarówno poprzez dobór składu powłoki, jak również wytwarzanie właściwej mikrostruktury materiału kompozytowego. nowe możliwości w tym zakresie stwarza najnowsza metoda natryskiwania zimnym gazem. powłoki kompozytowe o osnowie metalowej z wbudowanymi twardymi cząstkami charakteryzują się bardzo dobrymi właściwościami, będącymi połączeniem cech pochodzących od plastycznej osnowy oraz od twardych cząstek (np. ceramiki) np. wytrzymałości i twardości. najczęściej spotykaną osnową są czyste metale, np.: al, ni, cr, co, fe lub ich stopy. jako fazę wzmacniającą stosuje się między innymi: wc, cr3c2, al2o3, cr2o3, tic, tio2, sic, si3n4, tin. właściwe połączenie materiałów o tak różnych właściwościach pozwala otrzymać materiał charakteryzujący się cechami znacznie przewyższającymi te, które posiadają materiały wyjściowe. w zależności od użytych materiałów oraz zastosowanych metod konstytuowania możliwe jest uzyskanie powłok kompozytowych o podwyższonych właściwościach tribologicznych, optycznych, elektronicznych, magnetycznych, chemicznych [1,2]. powłoki kompozytowe powstałe w wyniku anna góral, wojciech żórawski współosadzania się cząstek ceramicznych w metalowej osnowie znajdują zastosowanie ze względu na możliwość pracy w podwyższonych temperaturach i dobrą odporność na zużycie. spośród wielu metod wytwarzania tego typu powłok najbardziej popularne to elektroosadzanie z roztworów wodnych [3÷8] oraz techniki natryskiwania cieplnego [9÷15]. mimo, iż technika elektroosadzania jest często stosowanym sposobem nanoszenia powłok ze względu m. in. na stosunkowo niskie koszty, to jednak możliwość nanoszenia powłok o ograniczonej grubości a przede wszystkim aktualne uregulowania prawne związane z ochroną środowiska wymagają ograniczenia stosowania substancji szkodliwych lub ich eliminacji. z tego względu poszukiwania nowych, nietoksycznych materiałów oraz procesów technologicznych, które nie stanowią zagrożenia dla środowiska naturalnego, stanowi ważny i aktualny problem inżynierii materiałowej. szczególne możliwości stwarza nowo opracowana technika natryskiwania zimnym gazem. proces ten obecnie zalicza się do najnowocześniejszych technologii w obszarze inżynierii powierzchni, ponieważ umożliwia konstytuowanie powłok o unikalnych właściwościach i bardzo dużym potencjale innowacyjnym. pozwala ona na uniknięcie niekorzystnego wpływu temperatury na cząstki materiału powłokowego i podłoże, który ma miejsce w konwencjonalnych metodach natryskiwania cieplnego. dlatego też właściwości 35przegląd spawalnictwa vol. 87  9/2015 powłok natryskanych zimnym gazem są nieosiągalne innymi metodami. w procesie tym powłoka jest formowana w wyniku uderzania z naddźwiękową prędkością (500÷1200 ms-1) cząstek proszku w powierzchnię podłoża, ich bardzo dużej deformacji, co w konsekwencji powoduje ścisłe przyleganie odkształconych cząstek do siebie [16÷19]. cząstki proszku osadzają się w wyniku ich silnego odkształcenia plastycznego zachodzącego poniżej temperatury topnienia metalu, w momencie uderzenia w podłoże i wzajemnego ich łączenia [20,21]. w ten sposób w trakcie natryskiwania powłoki eliminowane są szkodliwe procesy związane z utlenianiem cząstek, przemianami fazowymi, rozrostem ziaren i innymi problemami pojawiającymi się podczas tradycyjnych procesów natryskiwania cieplnego [22,23]. zdolność cząstek do odkształcenia plastycznego zależy od ich mechanicznych (np. wytrzymałość na rozciąganie) oraz termicznych (np. temperatura topnienia) właściwości, jak również parametrów procesu natryskiwania (prędkość, temperatura proszku) [24]. warto również podkreślić, że stosunkowo niska temperatura procesu pozwala również na zachowanie oryginalnego składu chemicznego i fazowego cząstek w utworzonej powłoce. dodatkowo powłoki charakteryzują się znikomą porowatością. biorąc pod uwagę wyszczególnione zalety procesu natryskiwania powłok zimnym gazem oraz fakt, iż w literaturze znajduje się niewiele prac [1,22,25÷27] dotyczących kompozytowych powłok ni-al2o3 wytwarzanych tą techniką, podjęcie tej tematyki badań wydaje się uzasadnione. szczególnie istotne znaczenie ma określenie wpływu zawartości cząstek al2o3 na mikrostrukturę powłok kompozytowych, która determinuje ich właściwości mechaniczne oraz tribologiczne. metodyka badań kompozytowe powłoki ni-al2o3 zostały wytworzone z różnych mieszanin proszków ni (-45 +11 μm) oraz al2o3 (-31 + 5,5 μm) o wielkości mikrometrycznej w procesie natryskiwania zimnym gazem za pomocą unikatowego w skali światowej wysokociśnieniowego systemu do natryskiwania zimnym gazem impact innovations 5/8 (rys. 1). podłoże stanowił stop aluminium o wysokich właściwościach mechanicznych (al 7075). zastosowano następujące mieszaniny proszków: ni + 20 %wag. al2o3, ni + 40%wag. al2o3, ni + 60%wag. al2o3. parametry procesu natryskiwania powłok przedstawiono w tabeli i. parametr wartość ciśnienie, mpa 3,0 temperatura, °c 500 odległość natryskiwania, mm 40 wydatek proszku, skala podajnika 3 przesuw ramienia robota, m/s 500 tablica i. parametry natryskiwania zimnym gazem powłok table i. parameters of cold spraying of ni-al2o3 coatings kształt cząstek proszku wyznaczono metodą opisową, w odniesieniu do pn-en iso 3252:2002 [28]. morfologia stosowanych proszków, jak również mikrostruktura uzyskanych powłok, zarówno na powierzchni, jak i przekrojach poprzecznych badana była za pomocą skaningowej mikroskopii elektronowej (jeol jsm-7100 f, e-sem fei xl 30). jakościową analizę fazową powłok wykonano za pomocą dyfraktometru bruker d8 discover (promieniowanie co kα). rys. 1. stanowisko do natryskiwania zimnym gazem impact innovations 5/8 fig. 1. position for cold spraying impact innovations 5/8 rys. 2. morfologia proszków: a) ni, b) al2o3 fig. 2. morphology of powders: a) ni, b) al2o3 a) b) 36 przegląd spawalnictwa vol. 87 9/2015 wyniki badań i dyskusja charakterystyka proszków ni oraz al2o3 morfologię proszków ni oraz al2o3 przedstawiono na rysunku 2. ziarna proszku ni (rys. 2a) w przeważającej większości miały kształt granulowy, jednak kształt zbliżony do kulistego był również obserwowany. ich kształt jest wynikiem aglomeracji proszków o mniejszej wielkości. z kolei ziarna al2o3 (rys. 2b) charakteryzowały się kształtem zbliżonym do wielościennego i różną wielkością, co jest rezultatem procesu ich topienia a następnie kruszenia. na rysunku 3a i 3b przedstawiono zgłady metalograficzne zastosowanych proszków. ziarna obydwóch proszków nie wykazują żadnej porowatości oraz wtrąceń. a) b) rys. 3. zgład metalograficzny proszków: a) ni, b) al2o3 fig. 3. microstructure of cross section of powders: a) ni, b) al2o3 charakterystyka powłok ni-al2o3 powłoki kompozytowe ni-al2o3 natryskano zimnym gazem z proszków mikrometrycznych zawierających różne ilości (20 60 %wag.) cząstek fazy al2o3. obserwacje mikrostruktury za pomocą skaningowego mikroskopu elektronowego zarówno powierzchni, jak i przekrojów poprzecznych uzyskanych powłok wykazały, że dodatek al2o3 ma istotny wpływ na mikrostrukturę powłok. zauważono, że wraz ze wzrostem zawartości fazy ceramicznej w mieszaninie proszków jej ilość w osnowie również wzrastała (rys. 4d, 4f). mikrostruktura powłok składała się z przylegających do siebie plastycznie odkształconych cząstek niklu, na granicach których zostały wbudowane cząstki al2o3. zaobserwowano również, że cząstki ceramiczne ulegały częściowej fragmentacji, na skutek silnego uderzenia o cząstki al2o3 wbudowane już w osnowę. powłoka ni+40%wag. al2o3 charakteryzowała się mikrostrukturą, w której zachowana została najlepsza, w porównaniu do pozostałych badanych powłok, równowaga pomiędzy ilością wbudowanych cząstek al2o3 i porowatością powłoki. najwięcej fazy ceramicznej zaobserwowano w powłoce ni+60%wag. al2o3, jednakże charakteryzowała rys. 4. morfologia powierzchni i mikrostruktura powłok kompozytowych natryskanych zimnym gazem z mieszanin proszków zawierających: a-b) 20 %wag. al2o3; c-d) 40 %wag. al2o3; e-f) 60 %wag. al2o3 fig. 4. surface morphology and microstructure of ni-al2o3 composite coatings cold sprayed from mixtures of powders containing: a-b) 20 %wt. al2o3; c-d) 40 %wt. al2o3; e-f) 60 %wt. al2o3 a) b) c) d) e) f) się ona dużą porowatością i słabą adhezją pomiędzy odkształconymi cząstkami ni. również sprawność procesu w tym przypadku była mniejsza w porównaniu do pozostałych, grubość natryskanej powłoki była mniejsza, o czym świadczy również obecność pików dyfrakcyjnych al pochodzących od podłoża (rys. 5). na podstawie analizy morfologii powierzchni natryskanych powłok (rys. 4a,c,e) można stwierdzić ich bardzo dużą chropowatość, co jest spowodowane zarówno szerokim rozkładem granulometrycznym zastosowanych proszków, jak i zróżnicowanym oddziaływaniem cząstek ceramicznych o różnej wielkości na natryskiwaną powierzchnię. rys. 5. dyfraktogramy powłok ni-al2o3 natryskanych zimnym gazem z różnych mieszanin proszków ni oraz al2o3 fig. 5. xrd patterns of ni-al2o3 coatings cold sprayed from different mixtures of ni and al2o3 powders 37przegląd spawalnictwa vol. 87  9/2015 wnioski zastosowana do natrysku zimnym gazem mieszanina proszków ni i al2o3 pozwoliła na otrzymanie powłoki kompozytowej o znikomej porowatości zawierającej obydwa składniki, których skład fazowy nie uległ zmianie. podczas procesu natryskiwania następuje duża deformacja plastyczna ziaren ni, natomiast cząstki al2o3 na skutek silnego uderzenia ulegały częściowej fragmentacji. wraz ze wzrostem zawartości fazy ceramicznej w mieszaninie proszków jej ilość w osnowie również wzrastała. powierzchnia powłoki wykazuje bardzo dużą chropowatość, co jest spowodowane zarówno szerokim rozkładem granulometrycznym zastosowanych proszków, jak i zróżnicowanym oddziaływaniem cząstek al2o3 o różnej wielkości na natryskiwaną powierzchnię. literatura [1] f. sevillano, p. poza, c. j. munez, s. vezzu, s. rech, a. trentin, coldsprayed ni-al2o3 coatings for applications in power generation industry, j. therm. spray technol. 22(5) (2012) 772-782. [2] s. hogmark, s. jacobson, m. larsson, design and evaluation of tribological coatin gs, wear 246 (2000) 20-33. [3] l. chen, l. wang, z. zeng, j. zhang, effect of surfactant on the electrodeposition and wear resistance of ni-al2o3 composite coatings, mat sci eng a-struct 434 (2006) 319-325. [4] h. gul, f. kilic, s. aslan, a. alp, h. akbulut, characteristics of electroco-deposited ni-al2o3 nano-particle reinforced metal matrix composite (mmc) coatings, wear 267 (2009) 976-990. [5] a. góral, m. nowak, k. berent, b. kania, influence of current density on microstructure and properties of electrodeposited nickel-alumina composite coatings, j alloy compd (2014). [6] e.a. pavlatou, m. stroumbouli, p. gyftou, n. spyrellis, hardening effect induced by incorporation of sic particles in nickel electrodeposits, j appl electrochem 36 (2006) 385-394. [7] l. benea, e. danaila, j-p. celis, influence ofelectro-co-deposition parameters on nano-tio2 inclusion into nickel matrix and properties characterization of nanocomposite coatings obtained, mat sci eng a-struct 610 (2014)106-115. [8] n.s. qu, d. zhu, k.c. chan, fabrication of ni–ceo2 nanocomposite by electrodeposition, scripta mater 54 (2006) 1421-1425. [9] h. y. lee, s. h. jung, s. y. lee, y. h. you, k. h. ko, correlation between al2o3 particles and interface of al-al2o3 coatings by cold spray, appl surf sci 252 (2005) 1891-1898. [10] h.k. kang, s.b. kang, thermal decomposition of silicon carbide in a plasma-sprayed cu/sic composite deposit, mat sci eng a-struct 428 (2006) 336-345. [11] m. miguel, j.m. guilemany, s. dosta, effect of the spraying process on the microstructure and tribological properties of bronze–alumina composite coatings, surf coat tech 205 (2010) 2184-2190. [12] h.s. grewal, h. singh, a. agrawal, microstructural and mechanical characterization of thermal sprayed nickel-alumina composite coatings, surf coat tech 216 (2013) 78-92. [13] d. zhao, f. luo, w. zhou, d. zhu, effect of critical plasma spray parameter on complex permittivity and microstructure by plasma spraying cr/al2o3 coatings, appl surf sci 264 (2013) 545-551. [14] l. wang, d. yan, y. dong, j. zhang, x. chen, nanostructured ceramic composite coating prepared by reactive plasma spraying micro-sized al-fe2o3 composite powders, ceramics international 39 (2013) 2437-2442. [15] c.-j. li, g.-j. yang, relationships between feedstock structure, particle parameter, coating deposition, microstructure and properties for thermally sprayed conventional and nanostructured wc-co, int. j refract met h 39 (2013) 2-17. [16] m. grujicic, j.r. saylor, d.e. beasley, w.s. derosset, d. helfritch, computational analysis of the interfacial bonding between feed-powder particles and the substrate in the cold-gas dynamic-spray process appl. surf. sci. 219 (2003) 211-227. [17] r.s. lima, j. karthikeyan, c.m. kay, j. lindemann, c.c. berndt, microstructural characteristics of cold-sprayed nanostructured wc–co coatings, thin solid films 416 (2002) 129-135. [18] t.h.v. steenkiste, j.r. smith, r.e. teets, aluminum coatings via kinetic spray with relatively large powder particles, surf. coat. tech. 154 (2002) 237-252. [19] t.h.v. steenkiste, j.r. smith, r.e. teets, j.j. moleski, d.w. gorkiewicz, r.p. tison, d.r. marantz, k.a. kowalsky, w.l. riggs ii, p.h.zajchowski, b. pilsner, r.c. mccune, k.j. barnett, kinetic spray coatings, surf. coat. tech. 111 (1999) 62-71. [20] r.c. dykhuizen, m.f. smith, d.l. gilmore, r.a. neiser, x. jiang, s. sampath, impact of high velocity cold spray particles, j therm spray technol 8 (1999) 559-564. [21] j. vlcek, l. gimeno, h. huber, e. lugscheider, a systematic approach to material eligibility for the cold-spray process, j thermal spray tech 14 (2005) 125-133. [22] w-y li, c. zhang, h. liao, j. li, c. coddet, characterizations of coldsprayed nickel-alumina composite coating with relatively large nickel-coated alumina powder, surf coat tech 202 (2008) 4855-4860. [23] a. papyrin, cold spray technology, adv. mater. process 159 (2001) 49-51. [24] t. schmidt, f. gärtner, h. assadi, h. kreye, development of a generalized parameter window for cold spray deposition, acta mater 54 (3) (2006) 729-742. [25] w. li, c. huang, m. yua, d. liuc, y. fenga, h. liao, investigation of high temperature oxidation behavior and tribological performance on cold sprayed nickel–alumina composite coating, surf coat tech 239 (2014) 95-101. [26] h. koivuluoto, p. vuoristo, effect of ceramic particles on properties of cold-sprayed ni-20cr+ al2o3 coatings, j therm spray technol 18(4) (2009) 555-562. [27] h.x. hu, s.l. jiang, y.s. tao, t.y. xiong, y.g. zheng, cavitation erosion and jet impingement erosion mechanism of cold sprayed ni-al2o3 coating, nucl eng des 241 (2011) 4929-4937. pn-en iso 3252:2002 metalurgia proszków słownictwo. [28] pn-en iso 3252:2002 metalurgia proszków słownictwo. nr 5 2015 www.pdf 59przegląd spawalnictwa vol. 87  5/2015 technologie spawalnicze podczas remontu pieca obrotowego w cementowni welding technology during the renovation of the cement rotary kiln inż. jakub kozłowski – sekcja spawalnicza simp. autor korespondencyjny/corresponding author: kuba.kozlowski@o2.pl streszczenie w referacie przedstawiono przebieg procesu wymiany fragmentu pieca cementowego na podstawie doświadczeń ze zlecenia nadzoru nad pracami spawalniczymi prowadzonymi w zakresie ww. wymiany. proces wymiany obejmuje dwa etapy. pierwszy to przygotowanie dwóch zestawów carg w ramach prac przygotowawczych, ich montaż i spawanie. drugi to wycięcie i usunięcie fragmentu pieca przeznaczonego do wymiany oraz zamontowanie i wspawanie nowych segmentów. zwrócono również uwagę na trudności technologiczne oraz konieczność posiadania niezbędnego doświadczenia w prowadzeniu tego typu prac. słowa kluczowe: piec obrotowy, spawanie carg, nadzorowanie spawania abstract the paper shows the process of exchanging part of cement kiln, which based on the experiences of supervision orders welding operations carried out in the range of the above exchange. the exchange process consists of two steps. the first is to prepare two sets of girdles during its preparatory work, their instalation and welding. the second is the cutting and removal part of the kiln to be replaced and the fitting and welding a new segment. brought to the attention to technological difficulties and the need to have the necessary experience in conducting this type of work. keywords: rotary kiln, welding girdles, welding inspection wstęp cement to mineralne spoiwo hydrauliczne, które twardnieje po zarobieniu z wodą. jest używane do zapraw budowlanych i betonów. pod względem chemicznym cement tworzą pierwiastki powszechnie występujące w przyrodzie, takie jak: wapń, krzem, glin, żelazo i tlen. surowiec do wytworzenia cementu po dostarczeniu z kopalni jest kruszony i wstępnie uśredniany. składniki surowca do przemiału na mąkę dozowane są w ściśle określonych proporcjach. utrzymanie stałego składu surowca przygotowanego do wypału w piecu jest podstawą otrzymania dobrego produktu klinkieru cementowego. po przejściu surowca przez młyny powstaje mączka, która po podgrzaniu wprowadzona jest do pieca obrotowego. proces wypalania w temperaturze ok. 1450 °c powoduje powstanie klinkieru cementowego, z którego po zmieleniu wraz z dodatkami (gips, popioły, żużle itp.) otrzymuje się cement. piec obrotowy to walczak o średnicy od 4500 do 6000 mm, zróżnicowanej grubości ścianek, długości do 100 m, ułożony poziomo pod kątem 2÷5°. pochylenie to powoduje przemieszczanie się surowca wzdłuż osi poziomej pieca podczas jego obrotu (rys. 1). zakres remontu walczak pieca podczas eksploatacji ulega deformacjom i zużyciu. szczególnie wówczas gdy nastąpi zbyt duży ubytek ogniotrwałej wymurówki wewnątrz pieca lub jej awaryjne wykruszenie się. jakub kozłowski rys. 1. piec obrotowy fig. 1. rotary kiln 60 przegląd spawalnictwa vol. 87 5/2015 weryfikacji spawaczy. dobór ten polegał na: – zweryfikowaniu posiadanych uprawnień spawaczy – wymagane aktualne uprawnienie dla metody 111 i 135 wg en 287-1[3] lub en iso 9606-1[4] do wykonywania złączy doczołowych o grubości 40 i 45 mm w pozycjach pa i pf, grupa materiałowa 1.1; – obligatoryjnie każdy spawacz wykonywał doczołowe złącze próbne, grubości min 30 mm, w pozycjach pa i pf. złącza poddawane były badaniom ultradźwiękowym i oraz próbom zginania. pomimo posiadania wymaganych uprawnień, badania próbek znacznej części spawaczy dawały wynik negatywny. świadczy to o braku umiejętności, tychże spawaczy, do wykonywania złączy doczołowych o większych grubościach. do prac dopuszczeni zostali tylko spawacze, którzy pozytywnie przeszli powyższą weryfikację. na rysunku 3 przedstawiono przykład próbek po próbie gięcia. spawanie segmentów w ramach prac przygotowawczych przedstawiony proces spawania wykonywany był zgodnie z kwalifikowanymi i zaakceptowanymi przez zlecającego (cementownię) technologiami spawania. na ich podstawie opracowano niezbędne instrukcje spawania (wps). z ich wymaganiami zapoznano wszystkich pracowników biorących udział w pracach spawalniczych (monterów, szlifierzy, spawaczy). tablica i. s skład chemiczny stopiwa fcw 2205-h table i. chemical composition of fcw 2205-h w omawianym przypadku piec posiada średnicę wewnętrzną 5000 mm i długość 90 m. grubości ścianek walczaka w części objętej wymianą to 40 i 45 mm. odcinek pieca przewidziany do wymiany miał długość 28 m. stal, z którego wykonane są cargi pieca to p265gh, której charakterystykę przestawiono w tablicy i. nowe elementy pieca (cargi) dostarczone do cementowni miały długość 2 i 3 m oraz grubość 40 i 45 mm. każda carga zabezpieczona została przez jej wytwórcę rozporami zapobiegającymi przez jej deformacją. w technologii remontu przewidziano scalenie dwóch segmentów (po 5 carg każdy) podczas prac przygotowawczych (rys. 2). następnie segmenty te wraz z dwoma dodatkowymi cargami, należało zamontować w miejsce usuniętego fragmentu pieca. skład pierwiastków stopowych (%) c si mn ni p s cr mo v n nb ti al cu max 0,2 max 0,4 0,8 – 1,4 max 0,3 max 0,025 max 0,015 max 0,3 max 0,8 max 0,02 max 0,012 max 0,02 max 0,03 max 0,02 max 0,3 cr + cu + mo + ni < 0,7% nominalna grubość (mm): do 100 100 – 150 150 – 250 rm – wytrzymałość na rozciąganie (mpa) 410 – 530 400 – 530 390 – 530 nominalna grubość (mm) do 16 16 – 40 40– 60 60 – 100 100 – 150 150 – 250 re – ganica plastyczności (mpa) 265 255 245 215 200 185 kv – praca łamania (j) w kierunku poprzecznym – 20° 27 0° 27 +20° 40 kv – praca łamania (j) w kierunku wzdłużnym –10° 28 0° 40 +20° 47 a – wydłużenie (%) w kierunku poprzecznym 21 awydłużenie (%) w kierunku wzdłużnym – rys. 2. rysunek segmentu złożonego z pięciu carg fig. 2. picture of segment composed of five girdles personel zgodnie z zatwierdzonym przez cementownię planem remontu, za całość zleconych prac odpowiadał kierownik budowy. bezpośrednio pracami kierował mistrz budowy, a prace spawalnicze nadzorował inżynier spawalnik. personel nadzoru posiadał odpowiednie doświadczenie w wykonywaniu prac objętych zakresem remontu. dość znacznym problemem okazało się skompletowanie wymaganej liczby spawaczy. ze względu na to, że firma wykonująca remont (doświadczona w wykonywaniu tego typu prac) nie posiadała w swych zasobach wystarczającej liczby spawaczy, koniecznym było zatrudnienie spawaczy od innych podwykonawców. w tym celu ustalono system rys. 3. próbki po próbie gięcia fig. 3. samples after bend test 61przegląd spawalnictwa vol. 87  5/2015 rys. 4. przestawia: a) pojedynczą cargę i zabezpieczone miejsce spawania, b) przykład ukosowania brzegów carg, c) elementy ustawione na obrotniku, d) schemat przygotowania złącza fig. 4. (a) sningiel girdle and and secured a place welding, b) example of chamfering the edges of gridles, c)the elements set to the positioner, d) joint preparation scheme) a) b) c) d) a)a) b) rys. 5. unieruchomione człony za pomocą jarzm b) nagrzewanie przed spawaniem fig. 5. heating before welding basoweld 50 – evb 50p typ otuliny: zasadowa prąd spawania: dc + pozycje spawania: pa, pb, pc, pd, pe, pf ponowne suszenie: 300 – 350 °c/2h typowy skład chemiczny stopiwa (w %) c 0,08 si 0,60 mn 1,0 własności mechaniczne wg en iso 2560: plastyczność rp 0,2%: >420 n/mm2 wytrzymałość rm: 500 – 640 n/mm2 wydłużenie a5: >22% udarność av: 90 j dla -20 °c i > 47 j dla -40 °c zawartość wodoru w stopie <5ml/100g parametry spawania ø [mm] długość [mm] prąd [a] 3,2 450 110–140 tablica ii. charakterystyka elektrody metalweld basoweld 50 – evb 50p ø 3,2mm [5] table ii. characteristics of the electrode metalweld basoweld 50 evb 50p ø 3.2 mm po oczyszczeniu brzegów carg o średnicy 5000 mm grubości 40 oraz 45 mm (rys. 4a i 4b) ustawiono na obrotniku rolkowym 3 cargi i przeprowadzono pomiary geometryczne wzajemnego ich ustawienia (rys. 4c). cargi zdystansowano przy pomocy blach gr. 4 mm i unieruchomiono za pomocą śrub i jarzm od wewnętrznej strony płaszcza (rys. 4d i 5a). dla tak przygotowanego zestawu przeprowadzono pomiary geodezyjne dla zapewnienia ich współosiowości. nad całością ustawiono rusztowanie i przykryto je brezentową osłoną aby zabezpieczyć miejsce spawania przed niekorzystnymi warunkami atmosferycznymi tj. wiatr, opady (rys. 4a). w miejscach wykonywania spoin sczepnych ustawiono promienniki gazowe zasilane propanem (rys. 5b). po uzyskaniu temperatury minimum 100 °c wykonano 8 spoin sczepnych, równomiernie rozłożonych po obwodzie, o długości ok. 500 mm każda. spoiny układano symetrycznie po zewnętrznej stronie płaszcza, przez dwóch spawaczy jednocześnie. proces podgrzewania prowadzony był przez cały okres spawania. wartość temperatury sprawdzana była okresowo za pomocą pirometru optycznego. podczas spawania sukcesywnie usuwano blachy dystansowe. przed przystąpieniem do spawania warstwy przetopowej, spoiny sczepne zostały przebadane wizualnie pod względem możliwości wystąpienia pęknięć. w przypadkach niejednoznacznych przeprowadzano badania penetracyjne. końce spoin sczepnych zostały zeszlifowane „na klin” w celu uzyskania łagodnego przejścia pomiędzy spoinami sczepnymi i spoiną przetopową. warstwę przetopową oraz dwie kolejne warstwy (1,2,3 rys. 6) układano ręcznie, elektrodą otuloną basoweld 50-evp 50p o średnicach 3,2 i 4 mm (tabl. ii). pozostałe warstwy wypełniające (4 do n rys. 6) wykonywano metodą mag drutem ok aristorod 13.09 ø1,2 mm (tabl. iii). dla spawania metodą mag stosowano mieszankę gazową 82%ar + 18%co2. w tablicach ii i iii przedstawiono charakterystyki wykorzystywanych materiałów dodatkowych. ok airstorod 13.09 prąd spawania: dc + pozycje spawania: pa, pb, pc, pe, pf, pf typowy skład chemiczny stopiwa (w%): c 0,10 si 0,60 mn 1,10 mo 0,50 typowe własności mechaniczne stopiwa stan gaz temp. bad. [°c] rm [mpa] rp0,2 [mpa] a5 [%] kv (j)/°c +20 0 -20 -40 tz 0 m21 +20 610 515 26 117 – 100 57 +450 570 425 20 tz 1 +20 545 430 26 150 130 95 90 +450 490 370 23 tz 2 +20 460 290 34 130 95 65 35 +450 470 220 25 tz 0 – po spawaniu, tz 1 – po o.c.620 °c/15h, tz 2 – po normalizacji 940 °c/0,5 h. parametry technologiczne ø [mm] prąd spawania [a] napięcie łuku [v] wolny wlot drutu [mm] przepływ gazu [1/min] prędkość podawania [m/min] wydajność stopiwa [kg/h] 1,2 120 – 350 20 – 33 20 18 2,7 – 12,4 1,5 – 6,6 tablica iii. charakterystyka drutu esab ok aristorod 13.09 ø 1,2 mm [6] table iii. characteristics aristorod wire esab ok 13.09 ø 1.2 mm 62 przegląd spawalnictwa vol. 87 5/2015 wycięcie odcinka pieca przewidzianego do wymiany po wykonano pomiarów i wyznaczenia odcinka pieca przeznaczonego do wymiany obszar w obrębie ok. 100 mm od linii cięcia oczyszczono dokładnie z rdzy i innych zanieczyszczeń, a następnie wytrasowano linię cięcia płaszcza. linię cięcia dodatkowo oznaczono co ok. 20-30 mm przy pomocy punktaka. oznakowanie takie jest bardziej czytelne i pozwala uniknąć błędów przy cięciu cargi. od wewnętrznej strony pieca, z której wcześniej usunięto wymurówkę ogniotrwałą, zamontowano rozpory zapobiegające deformacji płaszcza pieca. pod piecem ustawiono stosowne podpory mające za zadanie utrzymanie w niezmienionym położeniu odciętych końców walczaka. następnie założono tor jazdy sekatora acetylenowo-tlenowego (sekator firmy koike) i po sprawdzeniu prawidłowości jazdy wzdłuż wyznaczonej linii ciecia przeprowadzono proces cięcia pozostawiając w dolnej części płaszcza odcinek ok. 1000 mm. przy cięciu wzdłuż pierwszej linii usuwany jest pas szerokości ok 100 mm (rys. 11a). zabieg ten pozwala w późniejszym etapie na swobodne usunięcie wyciętego odcinka pieca. wymieniany odcinek usuwano w trzech osobno odcinanych fragmentach. przy wykonaniu każdego cięcia sekatorem pozostawiano w dolnej części obwodu pieca odcinek długości ok. 1m. po podwieszeniu usuwanego odcinka pieca na zawiesiach dźwigu, odcinek ten docinany był przy pomocą palników ręcznych. pozostające krawędzie pieca zukosowano również za pomocą sekatora (rys. 11b). tak przygotowany brzeg oszlifowano przy pomocy szlifierki do metalicznego połysku w celu zlikwidowania nierówności i usunięcia, powstałej w wyniku cięcia, zgorzeliny. warstwy przetopowe układano od zewnętrznej strony cargi, jednocześnie po przeciwnych stronach, następnie wykonywano obrót segmentu o 90°. przed ułożeniem każdego ściegu, poprzedni podlegał czyszczeniu przy pomocy szczotki drucianej i szlifierki. po wypełnieniu ok. 0,5 grubości zewnętrznego rowka spawalniczego, sukcesywnie usuwano jarzma i śruby ściągające za pomocą palnika acetylenowo-tlenowego. miejsca po ich przyspawaniu wyszlifowano i rozpoczęto żłobienie grani (od strony wewnętrznej cargi) (rys. 6). proces żłobienia przeprowadzany był za pomocą szlifierek. w celu sprawdzenia poprawności usunięcia niezgodności w warstwie graniowej wykonywano badania penetracyjne (rys. 7). szlifowanie prowadzono do uzyskania wyników „bez wskazania” [9]. rys. 6. schemat spawania przed przystąpieniem do żłobienia grani fig. 6. scheme of prior to welding root gouging rys. 7. badania penetracyjne podczas usuwania warstwy graniowej fig. 7. penetration testing during removal melting layer po ukończeniu spawania na danym styku carg przeprowadzano nakazane badania – 100% badania vt wg pn-en iso 17637[8] oraz 100% badania ut wg pn-en iso 17640[11]. wymagany przez zlecającego (cementownię) poziom jakości określony został jako „b” wg pn-en iso 5817[10]. badania wizualne i ultradźwiękowe przeprowadzane były przez personel posiadający uprawnienia stopnia 2 wg pn-en iso 9712[7], po odczekaniu minimum 24h od zakończenia spawania. badania przeprowadzane były przez niezależne laboratorium wskazane przez cementownię (rys. 9). stwierdzone niezgodności zostały usunięte poprzez szlifowanie oraz ponowne spawanie. naprawiane odcinki poddawano również 100% kontroli w zakresie badań vt i ut przy zachowanym poziomie jakości „b”. do tak wyspawanego zestawu 3 carg dołączono dwie kolejne z każdej strony zestawu po jednej (rys. 2). dalsze czynności związane z pomiarami i spawaniem wykonywano w sposób analogiczny do wyżej opisanego. w ten sam sposób wykonano również drugi zestaw pięciu carg (rys. 10). rys. 8. schemat kolejności spawania fig. 8. scheme of welding sequence rys. 9. badanie ultradźwiękowe gotowego styku fig. 9. ultrasonic testing the finished splice rys. 10. gotowy segment składający się z pięciu carg fig. 10. ready segment consisting of five cargs po usunięciu grani prowadzono spawanie od wewnętrznej strony cargi. układano dwie warstwy elektrodą otuloną (1’, 2’ rys. 8). spawanie prowadzono po przeciwnych stronach płaszcza, następnie obracano segment 90° i uzupełniano warstwę. przed ułożeniem ściegu następnego poprzedni dokładnie oczyszczano przy pomocy szlifierki i szczotki. podczas układania kolejnych warstw przestrzegano zasady przesunięcia końców sąsiednich ściegów o min 30 mm. pozostałe warstwy wypełniające oraz licowe wykonywano metodą 135. przez cały czas spawania utrzymywano temperaturę podgrzewania do spawania, okresowo kontrolując jej wartość. 63przegląd spawalnictwa vol. 87  5/2015 rys. 11. wycinanie i ukosowanie brzegów starej cargi fig. 11. cutting and beveling the edges of the old segment a) b) montaż nowych segmentów pieca montaż nowych segmentów wykonano z pomocą dźwigu (rys. 12). poszczególne segmenty mocowano za pomocą jarzm i śrub ściągających. tak zamontowane elementy pieca poddawane były pomiarom geodezyjnym w celu zapewnienia ich współosiowości. za pomocą śrub ściągających wprowadzono wynikające z pomiarów korekty ustawienia elementów. w wyniku wprowadzonych korekt ulega zmianie geometria przygotowanego złącza, z szczególnie wielkość w gardzieli rowka. zmiany te wymuszają dodatkową obróbkę poprzez szlifowanie w celu uzyskania założonej geometrii złącza (rys. 4d) oraz zapewnienia możliwości wykonania właściwej warstwy przetopowej. rys. 12. wstawianie nowych segmentów pieca fig. 12. inserting new segments the kiln złącza przysparzające szczególnie dużych problemów podczas montażu to złącza pomiędzy „starym” fragmentem pieca, a wstawianym, nowym odcinkiem. ze względu na deformację odcinka starego oraz różne tolerancje wykonania carg starych i nowych występują trudności z ich dopasowaniem i centrowaniem. wymaga to zastosowania zwiększonej ilości jarzm i śrub. ich obecność znacznie utrudnia prowadzenie procesu późniejszego żłobienia grani i spawania od wewnętrznej strony cargi. w obszarach wykonywanych złączy zamontowano rusztowania i przy użyciu plandek brezentowych zabezpieczono je przed wpływem warunków atmosferycznych. spoiny sczepne, warstwy przetopowe i dalsze spawanie wykonywano analogicznie jak spawanie segmentów opisane w punkcie 4 niniejszego opracowania. oczywiście przez cały czas spawania prowadzono podgrzewanie do spawania. wykonane złącza poddano badaniom vt i ut na 100% długości spoin, przy zachowaniu wymaganego poziomu jakości „b” wg pn-en iso 5817[10]. wykryte niezgodności usunięto poprzez ich wyszlifowanie i ponowne spawanie. odcinki naprawiane poddano ponownej kontroli vt i ut z zachowaniem wymaganego poziomu jakości „b”. po ukończeniu spawania i wyszlifowaniu lica spoin od wewnętrznej strony pieca ułożono ogniotrwała wymurówkę. z chwilą ukończenia prac i dokonaniu odbiorów przez zlecającego (cementownię) piec oddano do eksploatacji. wnioski przy wykonywaniu prac związanych z wymianą wielkogabarytowych elementów jakimi są elementy pieca obrotowego niezmiernie ważne jest doświadczenie osób nadzorujących prace (kierownik budowy, mistrz, brygadzista, spawalnik). pozwala to na unikniecie błędów w trakcie prowadzenia prac. doświadczony personel nadzoru to również zapewnienie możliwości podejmowania natychmiastowych decyzji w przypadkach wystąpienia niezgodności w trakcie prowadzonych prac. posiadanie własnych, doświadczonych w podobnych pracach spawaczy pozwala na skuteczne prowadzenie procesu spawania. rekrutacja spawaczy „zewnętrznych” musi odbywać się odpowiednio wcześniej przed rozpoczęciem prac spawalniczych. zatrudnienie spawaczy bez sprawdzenia ich umiejętności poprzez wykonanie i zbadanie złączy próbnych może skutkować dużą ilością niezgodności podczas procesu spawania. przyjęty, 12-to godzinny system pracy spawaczy powodował duże ich zmęczenie, a co za tym idzie stwarzał niebezpieczeństwo wystąpienia niezgodności w wykonywanych złączach. niezmiernie ważnym jest wcześniejsze przygotowanie do zabezpieczenia obszarów spawania przed wpływem warunków atmosferycznych. dotyczy to szczególnie możliwości wystąpienia silnych wiatrów i dużych opadów deszczu lub śniegu. literatura [1] pn-en 10027-2 systemy oznaczania stali system cyfrowy [2] pn-en 10028-2 wyroby płaskie ze stali na urządzenia ciśnieniowe część 2: stale niestopowe i stopowe o określonych własnościach w podwyższonych temperaturach. [3] pn-en 287-1 egzamin kwalifikacyjny spawaczy spawanie część 1: stale. [4] pn-en iso 9606-1 egzamin kwalifikacyjny spawaczy spawanie część 1: stale. [5] www.metalweld.pl/polski/produkty/produkty.php?id=enzasad (05.04.2015). [6] www.skladbaildon.pl/pdf-2012/1-pridavne-svarovaci-materialy/ d30/ok_aristorod_1309.pdf (05.04.2015). [7] pn-en iso 9712 badania nieniszczące kwalifikacja i certyfikacja personelu badań nieniszczących. [8] pn-en iso 17637 badania nieniszczące złączy spawanych badania wizualne złączy spawanych. [9] pn-en iso 3452 badania nieniszczące badania penetracyjne. [10] pn-en iso 5817 spawanie złącza spawane ze stali, niklu, tytanu i ich stopów (z wyjątkiem spawanych wiązką) poziomy jakości według niezgodności spawalniczych. [11] pn-en iso 17640 badania nieniszczące spoin badania ultradźwiękowe złączy spawanych. ps 12 2016 www.pdf 10 przegląd  spawalnictwa vol. 88 12/2016 wykorzystanie źródeł laserowych led do spajania   cienkościennych elementów z blach nierdzewnych use of laser led sources for welding of thin wall workpieces from stainless steel sheets streszczenie w artykule scharakteryzowano metodę spawania laserowego dla elementów cienkościennych wykonanych z blach nierdzewnych. wymieniono wady i zalety procesu oraz praktyczne przykłady zastosowania. słowa kluczowe: spawanie laserowe; cienkościenne blachy nierdzewne abstract in the article the method of welding of thin wall workpieces made from stainless steel sheets was characterised. the advantages and disadvantages of the process and examples of practical application are listed. keywords: laser welding; thin wall stainless steel sheets wstęp procesy spawalnicze są najbardziej rozwiniętą i ugruntowaną technologią łączenia elementów, powszechnie wykorzystywaną przy wytwarzaniu wyrobów metalowych, w tym ze stali nierdzewnych. proces spawania charakteryzuje się wieloma specyficznymi cechami, związanymi głównie ze zmiennym polem temperatur oraz ze zmieniającymi się właściwościami fizycznymi i mechanicznymi łączonego materiału. zjawiska zachodzące w procesie spawania wchodzą w zakres wielu dziedzin wiedzy i rozwijane były często niezależnie od siebie, m.in. w odlewnictwie, metaloznawstwie i mechanice. masowe stosowanie spawania, datujące się od czasów ii wojny światowej, wywołało potrzebę całościowej analizy tego procesu, niezależnie od innych technik oraz jego wpływu na właściwości, nie tylko samych złączy spawanych, ale i całych konstrukcji. specyficzny charakter tworzenia struktury strefy wpływu ciepła połączenia, uwarunkowany cyklem cieplnym spawania, powoduje powstanie struktur o dużej różnorodności. w związku z tym opracowanie optymalnej technologii spawania powinno być oparte o precyzyjną analizę zjawisk zachodzących w procesie spawania a przede wszystkim: skłonności do przemian struktury austenitu w warunkach spawania, podatność do tworzenia różnego rodzaju pęknięć, jak również właściwości użytkowych i estetycznych złącza spawanego. znajomość różnych, powszechnie dostępnych metod spawalniczych, pozwala na optymalne dobranie procesu łączenia konkretnych części w zależności od charakteru produkcji. nowoczesne technologie w spawalnictwie  spawanie laserowe polega na stapianiu obszaru styku wiązką promieni spolaryzowanych. proces prowadzony tadeusz sałaciński, wojciech sosnowski przeglad welding technology review jest w osłonie gazów obojętnych, zapewniając dużą wytrzymałość spoin. powszechnie stosowane jest w produkcji wielkoseryjnej, np. w przemyśle motoryzacyjnym. spawanie laserowe wykorzystuje wiązkę o dużej gęstości energii, w wyniku czego otrzymuje się małą szerokość strefy wpływu ciepła (swc), a tym samym niskie oddziaływanie temperatury na konstrukcję, szybkie odprowadzanie ciepła i stygnięcie spoiny. możliwa do uzyskania szerokość spoin zawiera się w przedziale od 0,2 do 13 mm. w praktyce wykorzystywane są głównie spoiny o małych szerokościach. głębokość przetapiania materiału promieniem lasera jest proporcjonalna do energii zasilania oraz lokalizacji punktu skupienia wiązki. największe przenikanie wiązki uzyskuje się, gdy punkt skupienia znajduje się nieco poniżej powierzchni łączonych materiałów. spawanie laserowe stosowane jest do łączenia elementów ze stali, a także aluminium i tytanu. promieniem lasera można łączyć przedmioty obrabiane powierzchniowo lub wykonywać głębokie połączenia zgrzewane. można łączyć go z konwencjonalnymi metodami spawania, w tym z lutowaniem [1]. laserem można spawać zarówno materiały o wysokiej temperaturze topnienia, jak i o wysokiej przewodności cieplnej. ze względu na niewielki obszar oraz krótki, sterowalny czas topienia, łączy się nawet część tworzyw, które zwykle nie poddają się spawaniu. nawet podczas liniowego spawania laserami z ciągłą emisją promieni, strefa oddziaływania wysokiej temperatury oraz całkowite rozgrzanie elementu są wciąż o wiele mniejsze, niż podczas spawania łukowego lub plazmowego. dopływ energii można bardzo dobrze monitorować, regulować i utrzymywać na stałym poziomie lub precyzyjnie nim sterować. spawanie laserowe umożliwia łączenie pojedynczymi impulsami lasera lub w trybie ciągłym. różne rodzaje połączeń wymagają odpowiednich trybów pracy źródła promieniowania laserowego. dr hab. inż. tadeusz sałaciński, prof. pw – politechnika warszawska; mgr inż. wojciech sosnowski – prod-met sp. z o.o. autor korespondencyjny/corresponding author: wojtek.sosnowski@o2.pl 11przegląd  spawalnictwa vol. 88 12/2016 zalety spawania laserowego [2] (lbw – laser beam welding) wynikają z zalet związanych z generowaniem dużej energii połączone z jej skupieniem na odpowiednio małej powierzchni. wielkość przetopu łączonych elementów jest zależna od ilości dostarczonej energii oraz od usytuowania punktu zogniskowania wiązki. jak pokazuje doświadczenie, pełny przetop osiąga się, gdy ognisko (fokusowanie) usytuowane jest poniżej powierzchni łączonych elementów. coraz częściej stosowane jest hybrydowe łączenie detali przy użyciu lasera (hlaw – hybrid laser arc welding). polega ono na połączeniu cech spawania laserowego, np. z metodami mig/mag. wykorzystanie właściwości obu metod pozwala na dokładne wypełnienie szczeliny między łączonymi elementami, zachowując jednocześnie dużą prędkość procesu charakterystyczną dla spawania laserowego. wykonane w ten sposób złącza mają bardzo dobre parametry ze względu na małą strefę wpływu ciepła oraz głęboką penetrację łączonych części. spawanie metodami hybrydowymi jest znacznie szybsze od tradycyjnych metod łukowych i pozwala zaoszczędzić w niektórych przypadkach nawet do 80% czasu spawania. stosując lasery wysokiej mocy, można łączyć elementy stalowe do 20 mm grubości za jednym przejściem, co znacząco zwiększa wydajność procesu. dodatkowo technologia ta umożliwia monitorowanie procesu w czasie rzeczywistym, co pozwala na modyfikowanie parametrów zależnie np. od zmian odległości łączonych przedmiotów. zalety spawania laserowego do głównych zalet spawania laserowego należy zaliczyć: – wąską strefę wpływu ciepła minimalizującą odkształcenia materiału, – wysoką precyzję zapewniającą estetykę spoiny (eliminacja obróbki wykończeniowej), – wysoką prędkość i czystość procesu, – doskonałe wyniki spawania aluminium i stali kwasoodpornej oraz materiałów trudno spawalnych, – wysoką gęstość mocy (spawanie typu kapilarnego), – spawanie bez materiału dodatkowego, – możliwość łączenia z innymi metodami spawania, – automatyzację – większa efektywność. wady spawania laserowego do głównych wad spawania laserowego należy zaliczyć: – nieopłacalność przy produkcji jednostkowej, – detale przygotowane do spawania laserowego muszą być przygotowane z odpowiednią dokładnością (teoretycznie +/0,1 mm), – do połączenia kilku elementów w jeden wymagane jest zamocowanie ich na stole roboczym robota, – niezbędne staje się wytworzenie specjalnego przyrządu do tego celu. koszt takiego przyrządu to w zależności od skomplikowania detalu od kilku do kilkunastu tysięcy złotych. przykłady wykorzystania   spawania laserowego spawanie laserowe wykorzystuje się w następujących obszarach przemysłowych: – w produkcji pojazdów i części (w tym lotniczych), zbiorników, sprzętu agd, – budowie maszyn, – klimatyzacji i wentylacji, – energetyce i elektronice, – technice medycznej. obecnie również przy produkcji artykułów gospodarstwa domowego spawanie laserowe jest stosowane na szeroką skalę przy łączeniu wielu elementów. podstawowymi zaletami, dzięki którym spawanie laserowe znalazło swoje zastosowanie przy produkcji agd są: – proces odbywa się bezkontaktowo, – duża wytrzymałość komponentów, – krótki czas cyklu, – redukcja wpływu ciepła oraz odkształceń, – elastyczność sieci laserowej i światłowodu, – duża wydajność i redukcja kosztów. lasery stosowane do spawania proces spawania prowadzi się na dwa sposoby. pierwszy, w przypadku spawania laserami nd:yag oraz diodowymi małej mocy, charakteryzuje się nagrzewaniem powierzchni łączonych części oraz wnikaniem ciepła w głąb dzięki przewodności cieplnej materiału. drugi – spawanie z głębokim wtopieniem, wykonuje się przede wszystkim laserami co2 oraz nd:yag dużej mocy. skupienie energii wiązki laserowej prowadzi do powstania kanału gazodynamicznego, co ułatwia wnikanie energii lasera głęboko w materiał. wykonane w ten sposób połączenia charakteryzuje wysoki poziom smukłości. wybór gazu osłonowego należy uzależnić nie tylko od rodzaju i grubości łączonych materiałów, ale także od typu zastosowanego lasera. hel jako gaz osłonowy charakteryzuje się szczególną uniwersalnością, jednak często z powodzeniem można również stosować argon. zastosowanie mieszanek wieloskładnikowych, na bazie helu oraz argonu wraz z domieszką innych gazów, pozwala, obok zmian zasadniczych parametrów procesu (mocy wiązki, prędkości, ogniskowania wiązki) na dodatkową modyfikację własności spoiny [3]. w laserach gazowych co2 ośrodkiem czynnym jest mieszanina gazów składająca się z helu, azotu i co2. mogą one pracować w sposób ciągły lub impulsowy. emitują światło o długości fali 10,6 µm i mają sprawność ok. 10-15%. aby utrzymać wymaganą sprawność, mieszanina gazów znajdująca się w rezonatorze musi być ciągle chłodzona i regenerowana. w tym celu stosuje się zamknięty, wymuszony przepływ gazów obejmujący: rezonator, wymiennik ciepła i regenerator. sposób przepływu gazów przez rezonator istotnie wpływa na jakość wiązki laserowej. wykorzystywane aktualnie w technologii łączenia materiałów lasery co2 są laserami o przepływie gazów osiowym bądź prostopadłym w stosunku do osi rezonatora. w laserach o przepływie osiowym szybkim mieszanina gazów przemieszcza się wzdłuż osi rezonatora z prędkością ok. 500 m/s. tego typu lasery tworzą wiązkę o modzie toroidalnym tem*01 pozwalającą uzyskać wysoką jakość spawania. aktualnie tego typu lasery mogą osiągać moc dochodzącą do 20 kw. w laserach o przepływie poprzecznym mieszanina gazów przepływa ze względnie małymi prędkościami przez rezonator, prostopadle do jego osi. z uwagi na możliwość znacznego powiększania mocy optycznej wiązki w rezonatorze, moc tych laserów, w zależności od konstrukcji, może kilkakrotnie przekroczyć moc uzyskiwaną przez lasery o podłużnym przepływie. z uwagi jednak na wielomodowość generowanej wiązki, jakość wykonanych spoin będzie niższa. 12 przegląd  spawalnictwa vol. 88 12/2016 rys. 1. okap kuchenny z blachy inox (źródło: katalog reklamowy firmy akpo) fig. 1. cooker hood with inox sheet (source: catalog advertising company akpo) w laserach stałych nd:yag ośrodek czynny stanowi pręt wykonany z granatu itrowo aluminiowego z domieszką jonów neodymu nd3+. emitują one światło o długości fali 1,06 µm. główną ich zaletą, w porównaniu do laserów co2, jest to, że promień lasera może być przenoszony światłowodami, co znacznie ułatwia montaż tych urządzeń w systemach produkcyjnych. z uwagi jednak na bardzo małą sprawność wynoszącą 2-5%, małe generowane moce i pracę w trybie impulsowym, lasery te aż do początku lat 90. ubiegłego wieku miały dosyć ograniczone pole zastosowań. obecnie, dzięki znacznym dokonanym udoskonaleniom, dostępne są lasery, które przy mocy dochodzącej do 5 kw mogą być użyte do spawania ciągłego głębokiego. zaletą wiązki lasera nd:yag, w porównaniu do wiązki lasera co2, jest krótsza długość fali (lepsza pochłanialność przez metale), brak oddziaływania z plazmą spawalniczą. wadą jej jest wielomodowość pojawiająca się w wyższych zakresach mocy ze względu na obecność procesów cieplno-naprężeniowych wewnątrz prętów emitujących promieniowanie [4]. rodzaje źródła laserów: a) gazowe, b) oparte na ciele stałym: – prętowe, – dyskowe, – włóknowe, – diodowe (najnowsze rozwiązanie). obecnie przy spawaniu laserowym najpowszechniej stosuje się źródła gazowe i rezonatory dyskowe. zasadniczą różnicą jest długość fali wiązki lasera: – dyskowe (nd: yag – fiber) posiadają – 1,06 µm – gazowe (co2) – 10,6 µm odbita wiązka o długości fali 1,06 µm jest bardzo niebezpieczna dla ludzkiego wzroku. dlatego zachowanie bezpieczeństwa, czyli odizolowanie procesu od otoczenia, jest wymogiem bezwzględnym przy zastosowaniu rozwiązania w oparciu o rozwiązanie na ciele stałym. wybrane metody spawania   z wykorzystaniem promieni lasera w procesie spawania z głębokim wtopieniem [5] niezbędne są bardzo wysokie skupienia mocy rzędu ok. 1 mw/ cm2. wówczas promień lasera nie tylko topi metal, lecz powoduje także jego parowanie. podczas parowania, na roztopiony materiał działa ciśnienie i częściowo go wypiera. przedmiot obrabiany ulega jeszcze głębszemu stopieniu. powstaje głęboki, wąski, wypełniony parą otwór: kapilara wypełniona parą – zwana również keyhole (angielski odpowiednik dziurki od klucza). wypełniona parą kapilara otoczona jest roztopionym materiałem. gdy laser przesunie się po łączeniu na przedmiocie obrabianym, wraz z nim przesuwa się także kapilara. roztopiony metal opływa kapilarę i zastyga za nią. w ten sposób tworzy się wąska, głęboka spoina o równomiernej strukturze. głębokość spojenia jest do 10 razy większa od jego szerokości i może wynosić nawet 25 mm. na ściankach kapilary z roztopionym, płynnym materiałem, promień lasera ulega wielokrotnemu odbiciu. roztopiony materiał niemal całkowicie absorbuje promień lasera prowadząc do wzrostu skuteczności procesu spawania. podczas spawania laserami co2 para w kapilarze również absorbuje światło lasera i ulega częściowej jonizacji. powstaje plazma, która dodatkowo dostarcza energię do przedmiotu obrabianego. dlatego spawanie z głębokim wtopieniem cechuje się wysoką skutecznością oraz dużymi prędkościami spawania. dzięki dużej prędkości obróbki, strefa oddziaływania wysokiej temperatury jest mała, a odkształcenie nieznaczne. metoda jest stosowana tam, gdzie wymagane są duże głębokości spawania lub jednoczesne zgrzewanie kilku warstw materiału. spawanie skanujące [6] umożliwia projektowanie wysoce produktywnych i elastycznych maszyn, które szybciej, precyzyjniej i tym samym ekonomiczniej wykonują operacje spawania w produkcji seryjnej, niż ma to miejsce w standardowych metodach spawania. podczas spawania skanującego, promień lasera jest prowadzony przez ruchome zwierciadła. zmiany ustawienia kątowego zwierciadeł przekierowują promień lasera. powstaje obszar obróbki, na którym można spawać z dużą dynamiką i precyzją. wielkość tego obszaru zależy od odstępu roboczego i kąta odbicia. prędkość obróbki oraz średnica ogniskowej na przedmiocie obrabianym zależy od właściwości odzwierciedlających układu optycznego, kąta padania promienia, jakości promienia oraz materiału. bardzo szybkie przesuwy niemal całkowicie eliminują czasy pomocnicze, dzięki czemu agregat laserowy może produkować przez prawie 100% czasu produkcji. podczas spawania kondukcyjnego [7] promień lasera roztapia elementy wzdłuż miejsca łączenia. roztopione materiały przenikają się i zastygają, tworząc spoinę. spawanie kondukcyjne stosuje się do łączenia elementów cienkościennych, na przykład narożników na widocznych krawędziach sprzętu agd takich jak: obudowy okapów kuchennych (rys. 1), lodówek itp. pozostałe zastosowania dotyczą elektroniki. laser tworzy gładką, zaokrągloną spoinę, której nie trzeba już poddawać obróbce korygującej. do wymienionych zastosowań nadają się impulsowane lub pracujące w trybie ciągłym lasery krystaliczne. podczas spawania kondukcyjnego energia jest doprowadzana tylko przez przewodnik cieplny do przedmiotu obrabianego. dlatego głębokość złącza wynosi zaledwie kilka dziesiętnych do jednego milimetra. maksymalną głębokość spojenia ogranicza przewodność cieplna materiału. szerokość spoiny zawsze jest większa od jej głębokości. jeśli ciepło nie może dostatecznie szybko zostać odprowadzone, temperatura obróbki przekracza temperaturę parowania. metal paruje, gwałtownie zwiększa się głębokość spawania i proces zamienia się w spawanie z głębokim wtopieniem, powodujące odkształcenia lub pęknięcia [8]. do produkcji wyrobów agd stosuje się spawanie laserowe, które jest w stanie zapewnić bardzo dobrą jakość spoin oraz (co jest nie mniej ważne) ich estetykę. ocena wizualna jest bardzo ważna w przypadku wyrobów gospodarstwa domowego. 13przegląd  spawalnictwa vol. 88 12/2016 spoiny muszą być niewidoczne, gładkie, a jednocześnie trwałe. użytkownik sprzętu agd nie musi mieć świadomości jak zostały wyprodukowane urządzenia, koncentruje się on na ich funkcjonalności. niedopuszczalna jest sytuacja, w której na obudowie pozostałyby np. odpryski spawalnicze. rynek narzuca bardzo ostre kryteria jakościowe i producent, który ich nie spełni, nie ma szans na utrzymanie sprzedaży. w tym obszarze jakość bardzo ściśle wiąże się z ekonomią, zachowanie wysokich standardów wykonania jest konieczne i nie może wiązać się z wyższymi kosztami produkcji. proces produkcji rozpoczyna się na etapie kupowania materiałów. firma dokonuje zakupów u kwalifikowanych dostawców, którzy zapewniają materiały o doskonałej jakości potwierdzonej odpowiednimi atestami. arkusze blachy są cięte laserem lub bardzo precyzyjnymi wykrawarkami, aby zapewnić powtarzalność i dokładność elementów. obudowy okapów (rys. 2) wykonywane są z cienkich blach, o ściance nie przekraczającej 0,8 mm grubości, dlatego też niedokładne wykrawanie, czy gięcie nawet z minimalną odchyłką niemożliwe jest do poprawienia i dyskwalifikuje wyrób. źle pocięty i wygięty materiał nadaje się do wyrzucenia. stąd praca na urządzeniach najwyższej klasy daje wymierne oszczędności. obniżanie kosztów produkcji wiąże się więc paradoksalnie ze stosowaniem maszyn i materiałów najwyższej jakości. rys. 3. brak przetopu łączonych elementów (źródło: opracowanie własne) fig. 3. lack of weld penetration connecting elements (source: own case study) prawidłowo wycięte i pogięte półfabrykaty podlegają spajaniu. ogromną rolę odgrywa ustawienie parametrów lasera: moc, skupienie wiązki i prędkość poruszania się głowicy robota. wiązka światła musi być skoncentrowana na małej powierzchni, dokładnie w osi spoiny. celem jest uzyskanie jak najwęższej strefy wpływu ciepła. nie mniej ważne jest uniknięcie występowania przebarwień spawalniczych. ograniczenie wybarwień wokół spoiny osiąga się przez stosowanie dużej ilości gazu osłonowego, w ilościach niestosowanych dla zwykłych procesów spawalniczych. precyzyjne dobranie parametrów spawania i gazu osłonowego powoduje, że wyrób natychmiast po spawaniu jest czysty i można go oddać do dalszego montażu. proces technologiczny produkcji okapów jest okrojony do minimum. pozostają tylko niezbędne operacje: wykrawanie, gięcie, spawanie, obróbka powierzchni, montaż podzespołów. każdy z tych procesów cechuje się najwyższą dokładnością i gwarantuje wysoką jakość wyrobu końcowego. rozpatrywana w artykule firma stosuje spawanie laserowe tylko do okapów produkowanych z blachy nierdzewnej (rys. 4). dla zachowania ich wysokiej rys. 2. spawane naroże okapu (źródło: opracowanie własne) fig. 2. welded corner cooker hood (source: own case study) przed porysowaniem arkusze blach zabezpieczane są folią. do procesu spawania stanowi to dodatkowe utrudnienie, ponieważ bardzo ważne jest odpowiednie odcięcie od łączonych krawędzi folii, a następnie oczyszczenie pozostałości kleju. kolejnym ważnym etapem jest dokładne gięcie pociętych formatek, które musi zapewnić odchyłki wymiarowe nie większe niż 0,06-0,08 mm. różnice w wymiarach większe niż 0,1 mm powodują niedokładności w procesie składania części okapu w oprzyrządowaniu i przy spawaniu laser nie jest w stanie wykonać prawidłowej spoiny. takie wady widoczne są podczas badań mikroskopowych oraz wizualnych. na fotografii (rys. 3) przedstawiono niedokładność złącza, która powstała z błędu na etapie wykrawania. z lewej strony widoczna jest bardzo wyraźna krawędź świadcząca o braku przetopu materiału, powstała w wyniku przesunięcia brzegów łączonych blach w stosunku do przebiegu osi promienia laserowego. w tym konkretnym przypadku podczas kontroli stwierdzono błąd wynikający z cięcia laserowego. po przejściu wiązki na krawędzi blachy pozostał miejscowy grat o wymiarach nieprzekraczających 0,12 mm. rys. 4. przykładowe oprzyrządowanie do spawania okapów (źródło: opracowanie własne) fig. 4. example of equipment for welding cooker hood (source: own case study) 14 przegląd  spawalnictwa vol. 88 12/2016 podsumowanie spawanie laserowe wykorzystuje wiązkę o bardzo dużej gęstości energii, co sprzyja uzyskaniu złączy o małych szerokościach, wąskiej swc i bardzo gładkim licu. głównymi zaletami tego procesu są: – wysoka precyzja, jakość i estetyka złączy spawanych, bez konieczności oczyszczania spoin; – bardzo duże prędkości procesu, który jest w pełni zautomatyzowany (możliwość monitorowania i regulowania dopływu energii w czasie rzeczywistym). największym utrudnieniem w spawaniu laserowym wyrobów agd z blach cienkościennych jest konieczność zachowania dużej dokładności na etapach przygotowania produkcji, takich jak cięcie i gięcie elementów składowych. istotną wadą jest nieopłacalność w przypadku produkcji jednostkowej. należy podkreślić, że spawanie laserowe jest najefyktewniejszą a czasami jedyną technologią dającą się zastosować w produkcji wyrobów z cienkościennych blach nierdzewnych. literatura [1] ferenc k.: spawalnictwo. wnt. warszawa, 2007. [2] klimpel a.: spawanie, zgrzewanie i cięcie metali. wnt. warszawa, 1999. [3] chmielewski t.: projektowanie procesów technologicznych – spawalnictwo. owpw. warszawa, 2013. [4] poradnik inżyniera. spawalnictwo. wnt. warszawa, 2005. [5] tasak e.: metalurgia spawania. wyd. jak. kraków, 2008. [6] sałaciński t.: inżynieria jakości w technikach wytwarzania. owpw. warszawa, 2016. [7] pilarczyk j., stano s., banasik m., dworak j.: wykorzystanie technik laserowych do spawania elementów o małych wymiarach w centrum laserowym instytutu spawalnictwa. gliwice, 2011. yadda.icm.edu.pl. [8] spawanie stali nierdzewnych, wydanie drugie, kwiecień 2002, materiały i zastosowania. www.worldstainless.org/files/issf/non-image-files/ pdf/euro_inox/brochure weldability_pl.pdf [9] chiniewicz w.: metody spawania stali nierdzewnych. www.nierdzewka. com/userfiles/ download/metody_spawania_stali_nierdzewnych [10] kimmel r.: laserschweißen in der blechfertigung. trumpf laser und systemtechnik gmbh. [11] chrobak g.: spawanie laserowe blach. materiały szkoleniowe trumpf trulaser robot. [12] www.pl.trumpf.com/pl/produkty/technika-laserowa/aplikacje/obszaryzastosowan/spawanie-laserowe.html jakości muszą one być oddzielone od blachy zwykłej, zarówno podczas składowania, jak i produkcji. urządzenia, które miały styczność z blachą zwykłej jakości nie mogą być używane do blachy inox. dlatego w firmie przeznaczone jest stanowisko robocze tylko do okapów z tych blach. odpowiednie ustawienie urządzenia oraz jego stała parametryzacja ma także wpływ na obniżenie kosztów produkcji, ponieważ nie ma konieczności przezbrajania urządzeń, co ogranicza przestoje związane z czasem ustawczym. nie od dzisiaj wiadomo, że najtańsza jest produkcja seryjna, powtarzalna i firmy dążą, w miarę możliwości, do obniżania kosztów tą drogą. nie zawsze jest to możliwe w warunkach zmieniającego się rynku i preferencji odbiorców, jednak pewne etapy produkcji są niezmienne i tutaj można szukać optymalizacji kosztów. jednym z takich etapów jest ustawienie parametrów lasera spawalniczego i zapewnienie wysokiej dokładności półfabrykatów na etapach cięcia i gięcia. wyroby mogą mieć różne wzory, wymiary, ale niezmienny jest wymóg precyzji i ustawienie parametrów wiązki lasera, aby powierzchnia przebarwienia była możliwie najmniejsza, a spoina jak najczystsza, położona z równymi przetopami, co gwarantuje jej trwałość. analizując właściwości techniczne i jakościowe produktów, należy uwzględnić aspekt ekonomiczny, gdyż rynek zweryfikuje, czy wyroby są konkurencyjne. należy wyważyć proporcje między jakością i ceną. produkt najwyższej jakości w konkurencyjnej cenie uzyska aprobatę konsumentów. przedsiębiorstwo od lat produkuje okapy i ma bogate doświadczenie zarówno co do zachowania jakości wyrobów, jak i utrzymania korzystnych dla obu stron cen. 201109_pspaw.pdf 73przegląd spawalnictwa 9/2011 hanna smoleńska włodzimierz kończewicz jerzy łabanowski regeneracja zaworów silników okrętowych metodą napawania plazmowego marine engine valves plasma hard-facing regeneration dr inż. hanna smoleńska, dr hab. inż. jerzy łabanowski, prof. pg – politechnika gdańska, mgr inż. włodzimierz kończewicz – akademia morska w gdyni. streszczenie w artykule przedstawiono zastosowanie procesu napawania plazmowego (pta) do regeneracji zużytych przylgni zaworów wylotowych okrętowych silników diesla. zużyte zawory, po odpowiedniej selekcji, poddano obróbce skrawaniem w celu nadania odpowiedniego kształtu powierzchni przylgni, a następnie poddano procesowi napawania plazmowego z wykorzystaniem trzech rodzajów proszków na bazie kobaltu. wybrane proszki charakteryzowały się wysoką zawartością chromu (ok. 30%), niską zawartością niklu (ok. 2%) oraz różnymi zawartościami wolframu (ok. 5÷9%). napawanie zostało przeprowadzone automatycznie za pomocą urządzenia do napawania plazmowego proszkowego eutronic gap 200 firmy castolin. po napawaniu zastosowano obróbkę skrawaniem w celu nadania wymaganej geometrii oraz gładkości powierzchni. wykonano badania metalograficzne oraz pomiary mikrotwardości na powierzchni przylgni oraz na przekroju poprzecznym prostopadłym do powierzchni napoiny. wytworzone warstwy wykazują budowę dendrytyczną, składającą się z roztworu stałego (zawierającego głównie kobalt, żelazo i nikiel) oraz eutektyki węglikowej (bogatej w wolfram, chrom i krzem). warstwy wykonane z proszku o większej zawartości wolframu wykazały większą twardość na przekroju poprzecznym napoiny. zastosowanie takiej metody regeneracji zaworów może wydłużyć czas ich eksploatacji. abstract the paper examines the application of plasma transfer arc (pta) hard-facing to regenerate the exhaust valve face used marine diesel engines. worn jumper, after appropriate selection, were machined in order to give proper shape of face of wear surface and then pta hard-facing using three types of cobalt-based powders. selected powders were characterized by a high content of chromium (30%), a low content of nickel (about 2%) and different contents of tungsten (about 5÷9%). welding was performed automatically using the castolin eutronic gap 200. after hard-facing process, machining gives the desired geometry and surface quality. study was carried out metallographic and microhardness measurements on the face of wear surface and the cross-section perpendicular to the surface of weld metal. a dendritic structure consisting of a solid solution (mainly with cobalt, iron and nickel) and the eutectic carbide (rich in tungsten, chromium and silicon) are observed in the layers. the layers are made of powder with a higher tungsten content show higher hardness on cross-section of weld metal. using this method of valves regeneration can extend their lifetime. wstęp wiele współczesnych urządzeń, instalacji i ich elementów pracuje w warunkach złożonych obciążeń [1, 2]. do takich urządzeń zaliczyć można elementy silnika diesla służącego do napędu statków. ich zawory wydechowe są narażone na duże obciążenia mechaniczne o charakterze dynamicznym, pochodzące od ciśnienia spalania i wysokiej temperatury w silnie agresywnym ośrodku spalin. obciążenia te znacząco wpływają na tempo zużycia zaworów. szczególnie narażonya na zużycie jest stosunkowo wąski obszar styku grzybka zaworu z gniazdem zaworowym. mimo stosowania do produkcji zaworów stali wysokostopowych obrobionych cieplnie ich trwałość jest niezadowalająca. do najczęstszych uszkodzeń przylgni zaworów należą: – nadpalanie brzegów grzybka spowodowane przepływem gorących gazów o wysokiej temperaturze przez nieszczelności (rys. 1a), 74 przegląd spawalnictwa 9/2011 – utrata szczelności spowodowana wżerami korozyjnymi wywołana erozyjnym działaniem spalin (rys. 1b), – pęknięcia, rysy i odpryski wywołane zmęczeniem warstwy wierzchniej przylgni (rys. 1c). w celu przedłużenia trwałości zaworów możliwe jest zastosowanie umacniania przylgni za pomocą wytwarzania warstwy wierzchniej z materiału charakteryzującego się wyższą odpornością na zużycie oraz korozję niż materiał zaworu. działanie takie może znaleźć zastosowanie w dwóch aspektach: – wytwarzanie utwardzonej warstwy na nowych zaworach, – regeneracja odpowiednio wyselekcjonowanych i przygotowanych zaworów uszkodzonych. celem podjętych badań był dobór optymalnego składu chemicznego proszku do wykonania napoiny na przylgni zaworu, która zapewni zachowanie odpowiedniej twardości, odporności na zużycie oraz agresywne działanie gazów spalinowych. do wytworzenia warstwy wybrano metodę napawania plazmowego jako jedną z najbardziej nowoczesnych technologii wytwarzania warstw wierzchnich. metodą tą można uzyskać powłoki z materiałów trudno topliwych i trudnościeralnych [3÷5]. wytwarzanie warstw na przylgni zaworu napawano plazmowo warstwy ze stopów kobaltu na podłożu zaworu wykonanego ze stali zaworowej h10s2m (x40crsimo10-2). w tablicy i przedstawiono skład chemiczny stali uzyskany w wyniku analizy spektralnej. napawanie plazmowe proszkowe – pta, powierzchni przylgni prowadzono automatycznie za pomocą urządzenia do napawania plazmowego proszkowego eutronic gap 200 firmy castolin. stanowisko do napawania wyposażono w sterowany numerycznie obrotnik, w którego uchwycie mocowano napawane zawory. w badaniach zastosowano proszki na osnowie kobaltu: eutroloy 16006, eutroloy 16012 oraz pg 5218. ich skład chemiczny przedstawiono w tablicy ii. dobór proszków podyktowany był koniecznością jednoczesnego spełnienia dwóch podstawowych wymagań, tj. zapewnienia wysokiej odporności na ścieranie – stąd wybór stopów typu stellit – a jednocześnie zapewnienie wysokiej odporności na korozję w środowisku spalin. w przypadku silnika okrętowego liczyć się należy z możliwością stosowania paliw o zróżnicowanym składzie chemicznym, w tym także paliw ciężkich ze znaczną zawartością siarki. takie warunki mogą być szkodliwe dla szeroko stosowanych stopów na bazie niklu ze względu na możliwe przyspieszone ich niszczenie w atmosferze zawierającej siarkę. w celu ustalenia warunków technologicznych napawania przeprowadzono wstępne próby napawania ściegami po torze kołowym na krążkach ze stali x40crsimo10-2, symulując w ten sposób proces napawania przylgni grzybka zaworu. wykonane napoiny próbne zostały poddane badaniom nieniszczącym w celu określenia ich jakości, przez co rozumiano brak pęknięć oraz gładkie i równe lico napoiny. na podstawie badań wpływu parametrów napawania pta na jakość i kształt napoin kołowych wykonanych na krążkach ze stali x40crsimo10-2 ustalone zostały podstawowe parametry procesu napawania (rys. 2, tabll. iii). próby napawania pta z ruchem wahadłowym palnika wykazały, że możliwe jest wykonanie warstw o wymaganej szerokości i kształcie, lecz w wyniku dużej energii liniowej napawania może tablica i. skład chemiczny stali zaworowej (% mas.) table i. chemical composition of steel (% mass) c cr mn ni si mo p s h10s2m wg pn-71/h-86022 0,35÷0,45 9÷10,5 max 0,7 max 0,5 1,9÷2,6 0,7÷0,9 max 0,035 max 0,030 wg analizy chemicznej 0,374 9,34 0,402 0,344 2,46 0,822 0,0162 0,001 tablica ii. skład chemiczny proszków stosowanych do napawania plazmowego (pta) przylgni grzybków zaworów table ii. chemical composition of powders used for pta hard-facing of valves face rodzaj proszku skład chemiczny, % mas. c si cr w ni mo fe co eutroloy 16006 1,2 1,2 28,8 4,9 2,2 <0,1 2,0 reszta eutroloy 16012 1,55 1,21 29,7 9,0 2,0 0,01 1,7 reszta pg5218 1,32 1,25 29,0 5,3 2,1 <0,1 1,9 reszta rys. 2. napoina jednowarstwowa składająca się z trzech ściegów wykonywana na krążku ze stali x40crsimo10-2 fig. 2. one-layer three-bead padding weld on the x40crsimo10-2 steel disc rys. 1. przykłady uszkodzeń przylgni zaworu wylotowego silnika okrętowego: a) korozja przylgni – „bruk”, b) zniszczenie przylgni i podłoża na skutek nieszczelności zaworu – nienaprawialne, c) zużycie przylgni – naprawialne fig. 1. examples of marine engine exhaust valves damage: a) corrosion of valve face – „wear”, b) the destruction of the valve face and the valve substrate due to a valve leak – irreparable, c) wear of valve face – repairable a) b) c) 75przegląd spawalnictwa 9/2011 wystąpić nadmierne nagrzewanie grzybka zaworu i jego odkształcenie. na podstawie wstępnych prób napawania grzybków zaworów stwierdzono, że w celu zapewnienia wymaganego naddatku na obróbkę wykańczającą zaworów, konieczne jest wykonanie napoin o grubości 4,0÷4,5 mm i szerokości 9÷10 mm. takie wymiary napoin oraz konieczność ograniczenia wpływu ciepła napawania na grzybek zaworu o małej pojemności cieplnej wymagały wykonania pta trzema warstwami zawierającymi trzy ściegi, z zakładką ściegów ok. 3 mm. proces napawania zaworów prowadzono z podgrzewaniem wstępnym grzybka zaworu do temp. ok. 250oc, a temperaturę międzyściegową utrzymywano na poziomie ok. 200oc, w celu zapobieżenia pęknięciom poprzecznym napoiny. opracowane warunki tablica iii. warunki technologiczne napawania pta ściegów kołowych na krążkach ze stali x40crsimo10-2 [6] table iii. technological parameters of pta hard-facing of ring beads on the x40crsimo10-2 steel discs [6] natężenie prądu, a 40÷60 natężenie przepływu gazu plazmowego, l/min 3 natężenie przepływu gazu ochronnego, l/min 7÷8 natężenie przepływu gazu transportującego, l/min 3 natężenie podawania proszku, g/min 10÷15 prędkość obrotowa stołu, obr/min 0,8÷1,1 technologiczne zapewniają wykonanie ściegów o szerokości ok. 4 mm i grubości w zakresie 1,2÷1,4 mm. parametry procesu napawania zaworów przedstawiono w tablicy iv. we wszystkich przypadkach zastosowano następujące warunki: gaz plazmowy – argon, gaz podający proszek i gaz ochronny mieszanka mix 5 (argon + 5% h2); odległość dyszy palnika od materiału 4÷5 mm. temperatura podgrzewania wstępnego 250oc; temperatura międzyściegowa – min. 200oc; wymiary ściegu to szerokość ok. 4 mm i grubość 1,2÷1,4 mm. do wykonania napoin na zaworach zostały one odpowiednio przygotowane za pomocą obróbki skrawaniem. powierzchnie przylgni przygotowano przez wykonanie podtoczenia o szerokości ok. 6 mm i głębokości ok. 1,5 mm. schemat i zdjęcie przygotowanej powierzchni do napawania przedstawiono na rysunku 3. po napawaniu warstwa napoiny została obrobiona skrawaniem w celu nadania przylgni odpowiedniego kształtu i wymaganej gładkości. ocena właściwości warstw napawanych w celu oceny właściwości otrzymanych warstw poddano je badaniom metalograficznym na mikroskopie optycznym oraz skaningowym mikroskopie elektronowym (sem), analizom składu chemicznego z wykorzystaniem przystawki eds oraz pomiarom twardości na przekroju. do analiz zawory zostały przecięte promieniowo i wykonano z nich próbki zgodnie ze schematem pokazanym na rysunku 4. tablica iv. warunki technologiczne napawania pta pojedynczych ściegów powierzchni roboczej grzybków zaworów ze stali x40crsimo10-2 [6] table iv. technological parameters of pta hard-facing of single beads on the x40crsimo10-2 valve face [6] rodzaj proszku warstwa napoiny natężenie prądu, a natężenie przepływu gazu ochronnego, l/min natężenie przepływu gazu transportującego, l/min natężenie podawania proszku, g/min eutroloy 16006 1 40÷55 7 3 10÷122 45÷55 3 45÷55 eutroloy 16012 1 45÷55 7 3 10÷122 45÷60 3 45÷60 pg 5218 1 40÷45 7 3 10÷122 45÷50 3 45÷50 rys. 3. schemat i widok przygotowanej przylgni grzybka zaworowego do napawania plazmowego proszkowego pta, a – wytoczenie przylgni fig. 3. drawing and the view of valve face prepared for pta powder hard-facing, a – turned groove rys. 4. przygotowanie próbek do badań mikrostruktury i twardości fig. 4. samples preparation for microstructure and hardness testing 76 przegląd spawalnictwa 9/2011 na rysunku 5 przedstawiono fragment zaworu z napawaną przylgnią po przygotowaniu zgładu metalograficznego na powierzchni przecięcia prostopadłej do powierzchni napoiny. wyraźnie widoczna jest granica między warstwą stopu kobaltu i podłożem stalowym, a także strefa wpływu ciepła. po procesie napawania mikrostruktury napoin wykazywały typowy charakter dendrytyczny, kierunkowy. na rysunku 6 widoczne są obszary dendrytyczne z austenitu kobaltowego umocnionego roztworowo przez chrom, wolfram i molibden. eutektyki międzydendrytyczne i węgliki są bogate w chrom, wolfram i krzem. analiza fazowa wykazała obecność węglików typu m12c (co6w6c) i m23c6 (cr23c6) [6÷9]. proces napawania prowadzi do zmian składu chemicznego na granicy napoina-stal, co jest konsekwencją procesu mieszania nadtopionego podłoża i stopionego proszku powłoki. dodatkowy wpływ na strukturę i właściwości ma także technika wykonywania napoiny – wielościegowość z zakładką oraz wielowarstwowość, co prowadziło do ponownego nagrzewania gotowej warstwy podczas nakładania kolejnej warstwy i prowadziło do zmian w mikrostrukturze rys. 6. sem; mikrostruktura warstwy napawanej plazmowo wykonanej z proszku eutroloy 16006 fig. 6. sem; microstructure of pta hard-facing layer made using the eutroloy 16006 powder rys. 7. sem; mikrostruktura napoiny w miejscu nakładania się ściegów fig. 7. sem; microstructure of weld metal in the beads boundary rys. 8. sem, mikrostruktura napoiny wykonanej z proszku eutroloy 16012: a) typowa mikrostruktura napoiny na granicy napoina-stal, b) nieciągłość na granicy napoina-stal fig. 8. sem, microstructure of padding weld made using eutroloy 16012 powder: a) typical microstructure on the padding weld-steel boundary, b) padding weld-steel boundary discontinuity rys. 9. sem, mikrostruktura napoiny wykonanej z proszku eutroloy 16006; obszar linii wtopienia fig. 9. sem, microstructure of padding weld made using eutroloy 16006; fusion line area rys. 10. zmiany składu chemicznego napoiny (na powierzchni i przy linii wtopienia) z proszku: a) eutroloy 16006, b) eutroloy 16012 fig. 10. padding weld chemical composition changes (on the face and near to fusion line made using powder: a) eutroloy 16006, b) eutroloy 16012 rys. 5. przekrój warstwy napawanej fig. 5. cross-section of the padding weld przy powierzchni środek napoiny granica napoina-stal a) b) a) b) 77przegląd spawalnictwa 9/2011 (rys. 6 i 7). obszary na granicach między napoiną a stalą wykazywały zróżnicowane struktury, ale nieciągłości były rzadkością. jedyny wykryty przypadek pokazano rysunku 8b. dla napoiny wykonanej z proszku eutroloy 16012 zaobserwowano stosunkowo niewielkie zróżnicowanie, najczęściej występującą strukturę przedstawia rysunek 8a. w odniesieniu do napoin wykonanych z pozostałych proszków mikrostruktury są bardziej różnorodne. oprócz typowej struktury dendrytycznej ukierunkowanej, podobnej jak na rysunku 8a, zaobserwowano również liczne obszary o silnie zróżnicowanej wielkości i charakterze wydzieleń (rys. 9). za pomocą przystawki eds, wykonano analizy składu chemicznego napoin w warstwie powierzchniowej i w pobliżu granicy napoina-stal, co pozwoliło na ocenę stopnia wymieszania materiałów podczas napawania. przykładowe wyniki dla napoin wykonanych z proszków eutroloy 16006 oraz eutroloy 16012 przedstawiono na rysunku 10. badania wykazały zwiększoną zawartość żelaza w napoinach w stosunku do jego zawartości w proszku (ok. 2%). w warstwach powierzchniowych napoin wzrost ten jest nieznaczny, jednakże w pobliżu granicy napoina–stal zawartość żelaza jest znacząco wyższa. obserwuje się także różnice w rozkładzie pierwiastków w napoinach wykonanych różnymi proszkami. większe zawartości żelaza na powierzchni napoiny oraz przy linii wtopienia obserwowano przy napawaniu proszkiem eutroloy 16012. do oceny właściwości napoin wykorzystano pomiar mikrotwardości na przekroju prostopadłym do powierzchni napoiny, od powierzchni do podłoża stalowego. ze względu na niejednorodność struktury i składu chemicznego typowego dla struktur dendrytycznych rozkład twardości na przekroju napoiny nie jest monotoniczny, lecz charakteryzuje się dużą zmiennością. w celu ograniczenia wpływu znacznych różnic w twardości obszarów dendrytycznych i wydzieleń z obszarów międzydendrytycznych przeprowadzono pomiar w pięciu seriach, a na wykresach przedstawionych na rysunkach 11÷13 podano tylko wartości średnie z pięciu serii pomiarowych. wyniki pomiarów twardości wskazują na zróżnicowane właściwości otrzymanych napoin. cechą wspólną wszystkich warstw jest wystąpienie wzrostu twardości w podłożu stalowym w pobliżu granicy napoina–stal, co wskazuje na występowanie strefy wpływu ciepła. jednakże maksymalne wartości oraz głębokość warstwy o zwiększonej twardości jest różna. najmniejszy wzrost twardości i szerokości swc zaobserwowano dla napoiny z proszku eutroloy 16006 (rys. 11) oraz eutroloy 16012 (rys. 13). dla napoiny wykonanej z proszku pg 5218 (rys.12) zarówno wzrost twardości, jak i grubość warstwy o zwiększonej twardości były znaczne. ponieważ celem procesu jest uzyskanie twardej warstwy na powierzchni przylgni, to wykorzystanie proszku eutroloy 160012 wydaje się najbardziej wskazane ze względu na najwyższą twardość uzyskanej napoiny, która zmienia się w zakresie 570÷700 hv0,2. w pozostałych przypadkach uzyskano wartości niższe, odpowiednio 520÷670 dla napoiny z proszku eutroloy 16006 i zaskakująco niskie wartości, 450÷550 dla napoiny wykonanej z proszku pg 5218. rys. 11. średnia wartość mikrotwardości napoiny na przekroju prostopadłym do powierzchni, wykonanej z proszku eutroloy 16006 fig. 11. average hardness distribution on the cross-section perpendicular to face of the padding weld made using eutroloy 16006 powder rys. 12. średnia wartość mikrotwardości napoiny na przekroju prostopadłym do powierzchni, wykonanej z proszku pg 5218 fig. 12. average hardness distribution on the cross-section perpendicular to face of the padding weld made using pg 5218 powder rys. 13. mikrotwardość na przekroju prostopadłym do powierzchni napoiny wykonanej z proszku eutroloy 160012 fig. 13. average hardness distribution on the cross-section perpendicular to face of the padding weld made using eutroloy 160012 powder 78 przegląd spawalnictwa 9/2011 wnioski w wyniku przeprowadzonych badań stwierdzono, że: – w celu zapewnienia wymaganej jakości i kształtu napoin konieczne jest napawanie trzywarstwowe, z ograniczeniem energii liniowej napawania; – z uwagi na odmienne właściwości fizyczne badanych proszków na osnowie kobaltu, w przypadku napawania pta konieczny jest dokładny dobór parametrów napawania, w zależności od rodzaju zastosowanego proszku; literatura [1] d’oliveira a. s.c., vilav r., feder c.g.: high temperature behaviour of plasma transferred arc and laser co-based alloy coatings; applied surface science 201, 2002. [2] d`oliveira a.s.c., da silva p.s.c.p.: microstructural features of consecutive layers of stellite 6 deposited by laser cladding; surface and coatings technology 153, 2002. [3] de mol van otterloo j.l., de hosson j.th.m.: microstructural features and mechanical properties of cobalt-based laser coating; acta materalia, v 45, 3/1997. [4] yongqiang yang: microstructure and properties of laser clad high temperature wear-resistant alloys; applied surface science 140, 1999. [5] jiang w. h., guan h. r., hu z. q., developments of a heat treatment for a directionaly solidified cobalt-base superalloy, metallurgical and materials transactions: a: physical metallurgy and materials science. warrendale: aug 1999. vol. 30a, iss. 8. [6] sprawozdanie z pracy naukowo-badawczej pt.: opracowanie warunków technologicznych napawania laserowego i plazmowego proszkami na osnowie kobaltu, przylgni grzybków – napawanie wielowarstwowe zapewnia istotne zmniejszenie ilości pierwiastków pochodzących z materiału rodzimego w warstwie wierzchniej napoiny; – zastosowanie proszków o większej zawartości wolframu daje warstwy o wyższej twardości. – napawane warstwy mają silnie ukierunkowaną strukturę dendrytyczną; – w podłożu stalowym obserwuje się występowanie typowej strefy wpływu ciepła. zaworów ze stali x40crsimo10-2 oraz wykonanie partii próbnej zaworów grant kbn – 015721 4to8c 06224. [7] hejwowski t., wroński a.: wytwarzanie powłok odpornych na zużycie, wydawnictwo politechniki lubelskiej, lublin 2000. [8] smith w.m.: surface materials processing. second edition, backmann verlag, berlin-london-paris-warsaw, 2001. [9] yang f.m., sun x.s., guan h.r., hu z.q.: high-temperature lowcycle fatigue behaviour of k40s cobalt-base superalloy, metallurgical and materials transactions, apr. 2003, 34a. [10] d’oliveira a.s.c.m., paredes r.s.c., santos r.l.c. pulsed current plasma transferred arc hardfacing, journal of materials processing technology 171, 2006, s. 167–174. [11] d`oliveira a.s.c., vilar r., feder c.g.: high temperature behaviour of plasma transferred arc and laser co-based alloy coatings, applied surface science 201, 2002, s. 154-160. [12] zhao r., barber g.c., wang y.s., larson j.e.: wear mechanism analysis of engine exhaust valve seats with a laboratory simulaton, tribology transactions; apr 1997; 40, 2; proquest science journals, 2009. mamy przyjemność zaprosić państwa do uczestnictwa w 53. krajowej naukowo-technicznej konferencji spawalniczej pt. „nowe kierunki w procesach spajania i cięcia metali” organizowanej w dniach 12 14 października 2011 r. w poznaniu przez: simp – sekcja spawalnicza oddział w poznaniu technika spawalnicza poznań, rywal rhc spółka z o.o. w warszawie w programie m.in.: • referaty z robotyki procesów spajania i cięcia • prezentacja nowych technologii i materiałów • referaty techniczne dotyczące m.in: – konstrukcji stalowej stadionu miejskiego w poznaniu – konstrukcji iglicy stadionu narodowego w warszawie • wyjazdy techniczne – volkswagen poznań – stadion miejski • wystawa urządzeń i sprzętu • pokazy robotów ! zarezerwuj sobie czas ! w celu uzyskania szczegółowych informacji prosimy o kontakt: miroslaw.nowak@techspaw.com.pl andrzej.wisniewski@techspaw.com.pl ryszard.andrzejewski@techspaw.com.pl ryszard.wesolowski@rywal.com.pl k.ptak@taskoprojekt.com.pl tel.: 602 118 401 tel.: 602 118 404 tel.: 602 603 313 tel.: 609 061 311 tel.: 691 865 598 patronat honorowy: patronat medialny: 201207_pspaw.pdf 15przegląd spawalnictwa 7/2012 ryszard pakos kwalifikowanie spawaczy stali wg pn-en 287-1:2011 i norm międzynarodowych steel welders qualification requirements  acc. to pn-en 287-1:2011 and international standards dr inż. ryszard pakos – zachodniopomorski uniwersytet technologiczny w szczecinie. streszczenie w artykule przedstawiono aktualne wymagania przy egzaminowaniu spawaczy wykonujących konstrukcje stalowe na podstawie wytycznych europejskiej normy pn-en 287-1:2011. omówiono też kolejną wersję normy międzynarodowej iso/dis 9606-1:2010, mającej wkrótce zastąpić normę pn-en 287-1. abstract the paper presents the current requirements in welders qualification verification for steel structures performing based on the guidelines of the european standard pn-en 287-1:2011. additionally, it is presented another version of the international standard iso / dis 9606-1:2010, having in the near future to replace the standard pn-en 287-1. wstęp nadawanie spawaczom uprawnień następuje po sprawdzeniu ich umiejętności i wiedzy, zgodnie z: pn-en 287-1 – egzamin kwalifikacyjny spawaczy. spawanie. część 1. stale i normy serii pn-en iso 9606 egzaminowanie spawaczy. spawanie m.in: – pn-en iso 9606-2 egzamin kwalifikacyjny spawaczy. spawanie. część 2 aluminium i stopy aluminium, – pn-en iso 9606-3 egzamin kwalifikacyjny spawaczy. spawanie. część 3 miedź i stopy miedzi, – pn-en iso 9606-4 egzamin kwalifikacyjny spawaczy. spawanie. część 4 nikiel i stopy niklu, – pn-en iso 9606-5 egzamin kwalifikacyjny spawaczy. spawanie. część 5 tytan i stopy tytanu, cyrkon i stopy cyrkonu. europejska norma en 287-1, dotycząca egzaminowania spawaczy stali, ma już ponad 20 lat. ustanowiona została 21 lutego 1992 r., a następnie przyjęta uchwałą z 11 sierpnia 1998 r. przez polski komitet normalizacyjny, i weszła do praktyki spawalniczej 1 stycznia 2000 r. [1]. w ostatnich latach w komitetach technicznych międzynarodowej organizacji normalizacyjnej (iso), jak również w europejskim komitecie normalizacyjnym (cen), podjęto prace zmierzające do wprowadzenia zmian do norm na egzaminowanie spawaczy stali. członkowie komitetu technicznego europejskiego komitetu normalizacyjnego (cen) mając na uwadze ujednolicenie przepisów dotyczących kwalifikowania spawaczy nie tylko w unii europejskiej, szukali kompromisu wzorując się na projekcie międzynarodowej normy iso 9606-1. w ostatnich latach do norm iso 9606-1 i en 287-1 wprowadzono istotne zmiany. członkowie komitetów technicznych iso, jak również cen, prowadzili intensywne działania nad opracowaniem wspólnej wersji normy na egzaminowanie spawaczy stali, z jednakowym numerem 9606-1. w 2002 r. opublikowano projekty końcowe obydwóch norm, jednak ze względu na odmienne stanowisko stanów zjednoczonych w iso nie doszło do ostatecznego ustanowienia wspólnej normy. od 2 stycznia 2004 r. zobowiązano wszystkie kraje członkowskie cen do wprowadzenia w życie znowelizowanej normy europejskiej en 287-1: 2004. w polsce jej odpowiednikiem była norma pn-en 287-1:2005 (u). 16 lutego 2007 została zatwierdzona przez prezesa pkn krajowa norma pn-en 287-1:2007, w której uwzględniono poprawkę do normy ac:2004 oraz zmianę a2:2006. 16 przegląd spawalnictwa 7/2012 od 2 grudnia 2011 r. zatwierdzono kolejną wersję normy, która zastępuje pn-en 287-1:2011 i jest zharmonizowana z dyrektywą 97/23/ec\2009/105/ ec. aktualna norma (przedstawiona na 40 stronach) podaje zestaw warunków technicznych egzaminu spawacza, umożliwiających akceptację jego umiejętności niezależnie od rodzaju wyrobu, lokalizacji i egzaminatora lub jednostki egzaminującej. opisuje warunki odnoszące się do metod spawania uznanych za procesy ręczne i częściowo zmechanizowane. w 2010 r. opublikowano również kolejną wersję projektu międzynarodowej normy iso/dis 9606 -1:2010, która jest zbliżona do normy europejskiej 287-1, jednak pewne istotne różnice między nimi nie doprowadziły do akceptacji przez europejski komitet normalizacyjny (cen). znawcy tego problemu twierdzą, że w ciągu roku dojdzie do porozumienia i norma pn-en 287 zostanie wycofana i zastąpiona normą pn-en iso 9606-1. historię międzynarodowej i europejskiej normy dotyczącej kwalifikowania spawaczy stali przedstawiono na rysunku 1. wybrane zmiany w pn-en 287-1:2011 procesy spawania [3] 111 ręczne spawanie łukowe; 114 spawanie łukowe samoosłonowym łukiem proszkowym; 121 spawanie łukiem krytym jednym drutem elektrodowym; 125 spawanie łukiem krytym drutem proszkowym; 131 spawanie elektrodą metalową w osłonie gazów obojętnych (spawanie metodą mig); 135 spawanie elektrodą metalową w osłonie gazów aktywnych (spawanie metodą mag); 136 spawanie łukowe w osłonie gazu aktywnego drutem proszkowym; 138 spawanie elektrodą topliwą w osłonie gazu aktywnego drutem proszkowym o rdzeniu metalicznym; 141 spawanie elektrodą wolframową w osłonie gazów obojętnych (spawanie metodą tig); 142 spawanie elektrodą wolframową w osłonie gazu obojętnego bez dodatku spoiwa; 143 spawanie elektrodą wolframową w osłonie gazu obojętnego z dodatkiem drutu lub pręta proszkowego; 145 spawanie elektrodą wolframową w osłonie gazu obojętnego z udziałem gazów redukujących i dodatkiem litego drutu lub pręta; 15 spawanie plazmowe; 311 spawanie acetylenowo-tlenowe. zwykle na każdym egzaminie ocenia się tylko jeden proces spawania. zmiana procesu spawania wymaga nowego egzaminu kwalifikacyjnego. omawiana norma dopuszcza jednak pewne wyjątki: – zmiany drutu litego s (proces 135) na drut m z rdzeniem metalicznym (proces 138) lub odwrotnie – nie wymagają nowego egzaminu; – spawanie metodami 141, 143 lub 145 jest ważne dla procesów spawania 141, 142, 143 i 145; – proces spawania 142 dotyczy tylko tej metody. typ spoiny wprowadzono nowe kryteria dotyczące egzaminowania i kwalifikowania złączy ze spoiną czołową i pachwinową: – zdany egzamin na spoiny czołowe nie daje uprawnień na spoiny pachwinowe lub odwrotnie; – jeśli spawacz zdał egzaminy spoinę czołową, może wykonać uzupełniające złącze egzaminacyjne rys. 1. przebieg prac cen i iso nad wspólną normą [1] fig. 1. the course of the work of cen and iso on a common standard [1] 17przegląd spawalnictwa 7/2012 ze spoiną pachwinową. grubość blach powinna wynosić min. 10 mm, a spawanie powinno się wykonać jednym ściegiem w pozycji spawania pb. uzupełniające złącze egzaminacyjne uprawnia do wykonywania wszystkich spoin pachwinowych w zakresie kwalifikowania spoiny czołowej. pozycje spawania zgodnie z nową wersją en iso 6947:2011 spawanie i procesy pokrewne, wprowadzono dwa nowe oznaczenia dla pozycji spawania. tj.: – pozycja ph – spawanie rury z dołu do góry (dotychczas pozycja pf); – pozycja pj – spawanie rury z góry na dół (dotychczas pozycja pg). wynikający stąd zakres kwalifikacji dla pozycji spawania przedstawiono w tablicy i. warunki spawania egzamin kwalifikacyjny spawacza powinien być przeprowadzony wg pwps lub wps, przygotowanych zgodnie z en iso 15609-1 lub en iso 15609-2. wymagana grubość spoiny pachwinowej złącza egzaminacyjnego musi być określona w pwps lub wps, stosowanej dla tego egzaminu. powinny być zastosowane następujące warunki spawania: – czas spawania złącza egzaminacyjnego powinien odpowiadać czasowi spawania w typowych warunkach produkcyjnych; – złącze egzaminacyjne powinno mieć co najmniej jedno przerwanie spawania i jedno ponowne rozpoczęcie w ściegu warstwy graniowej i warstwy licowej i powinno być zidentyfikowane w badanej długości złącza; – spawacz powinien mieć możliwość usuwania drobnych niezgodności spawalniczych przez szlifowanie. wyłączona(e) jest/są ściegi warstwy licowej. można szlifować tylko początek i koniec. powinien uzyskać zgodę egzaminatora lub jednostki egzaminującej. – z każdej obróbki cieplnej, która jest wymagana w pwps lub wps, można zrezygnować na odpowiedzialność wytwórcy. wymagania dotyczące złączy egzaminacyjnych wymagania dotyczące akceptacji niezgodności spawalniczych wykrytych metodami badania według omówionej normy powinny, chyba że określono inaczej, być ocenione zgodnie z en iso 5817. spawacz uzyskuje uprawnienia, jeśli niezgodności spawalnicze mieszczą się na poziomie jakości b według en iso 5817, z wyjątkiem następujących niezgodności spawalniczych: nadlewu spoiny (spoina czołowa), nadlewu spoiny (spoina pachwinowa), nadmiernej grubości spoiny pachwinowej, wycieku, niewłaściwego brzegu spoiny i podtopień, dla których należy zastosować poziom jakości c. z treści tego akapitu zostały skreślone wymagania występujące w poprzedniej wersji normy en 287:1:2006: „wymagania h ≤ t nie stosuje się dla podtopienia. podtopienie nie powinno przekraczać 0,5 mm. przesunięcie kątowe nie jest stosowane w przypadku egzaminu kwalifikacyjnego spawacza.” tablica i. zakres oceny uprawnień spawacza dla pozycji spawania [3] table i. the range of qualifications for the welder in different position welding [3] pozycja spawania złącza próbnego zakres kwalifikacji a pa pb b pc pd b pe pf (blacha) ph (rura) pg (blacha) pj (rura) h-l045 j-l045 pa x x pb b x x pc x x x pd b x x x x x x pe x x x x x x x pf (blacha) x x x ph c (rura) x x x x x x pg (blacha) x pj c (rura) x x x x x x h-l045 x x x x x x x x j-l045 x x x x x x x x a dodatkowo powinny być przestrzegane wymagania 5.3 i 5.4 (p. norma) b pozycje spawania pb i pd są stosowane tylko dla spoin pachwinowych (p. 5.4.b) i mogą służyć do kwalifikacji tylko w innych pozycjach spawania (p. norma) c pozycja spawania ph na rurze obejmuje pozycje spawania pe, pf i pa. pozycja spawania pj na rurze obejmuje pozycje spawania pa, pg i pe (p. norma) opis: x – wskazuje te pozycje, do spawania których spawacz jest uprawniony; – wskazuje te pozycje, do spawania których spawacz nie jest uprawniony. 18 przegląd spawalnictwa 7/2012 wybrane zmiany w projekcie iso/dis 9606-1:2010 procesy spawania 111 spawanie łukowe elektrodą otuloną; 114 spawanie łukowe samoosłonowym drutem proszkowym; 121 spawanie łukiem krytym jednym drutem elektrodowym; 125 spawanie łukiem krytym drutem proszkowym; 131 spawanie elektrodą metalową w osłonie gazów obojętnych (spawanie mig); 131-d spawanie metodą mig, zwarciowe przechodzenie metalu; 131-g spawanie metodą mig, kroplowe przechodzenie metalu; 131-s spawanie metodą mig, natryskowe przechodzenie metalu; 135 spawanie elektrodą metalową w osłonie gazów aktywnych (spawanie mag); 135-d spawanie metodą mag, zwarciowe przechodzenie metalu; 135-g spawanie metodą mag, kroplowe przechodzenie metalu; 135-s spawanie metodą mag, natryskowe przechodzenie metalu; 136 spawanie łukowe w osłonie gazu aktywnego drutem proszkowym; 136-d spawanie drutem proszkowym w osłonie aktywnego gazu, zwarciowe przechodzenie metalu; 136-g spawanie drutem proszkowym w osłonie aktywnego gazu, kroplowe przechodzenie metalu; 136-s spawanie drutem proszkowym w osłonie aktywnego gazu, natryskowe przechodzenie metalu; 138-d spawanie drutem proszkowym o rdzeniu metalicznym, zwarciowe przechodzenie metalu; 138-g spawanie drutem proszkowym o rdzeniu metalicznym, kroplowe przechodzenie metalu; 138-s spawanie drutem proszkowym o rdzeniu metalicznym, natryskowe przechodzenie metalu; 141 spawanie elektrodą wolframową w osłonie gazów obojętnych (spawanie tig); 142 spawanie elektrodą wolframową w osłonie gazu obojętnego bez dodatku spoiwa; 143 spawanie elektrodą wolframową w osłonie gazu obojętnego z dodatkiem drutu lub pręta proszkowego; 145 spawanie elektrodą wolframową w osłonie gazu obojętnego z udziałem gazów redukujących i dodatkiem litego drutu lub pręta; 15 spawanie plazmowe; 311 spawanie acetylenowo – tlenowe. jeśli spawacz zdaje egzamin ze zwarciowego przechodzenia metalu (metody 131, 135 i 138), to ocena obejmuje również inne metody przechodzenia metalu przez łuk, lecz nie odwrotnie. w normie nie podano jednak granicznych parametrów prądowych (natężenie prądu spawania, napięcie łuku) w celu rozgraniczenia obszarów przechodzenia metalu. komplikuje to egzamin spawacza, gdyż bez dodatkowego oprzyrządowania na egzaminie niejednokrotnie trudno będzie określić sposób przejścia metalu elektrody. materiały dodatkowe do spawania norma wprowadza zasadniczą zmianę w stosunku do obecnego systemu oceny uprawnień spawaczy. w normach europejskich i międzynarodowych zakres kwalifikowania przyporządkowano materiałowi tablica ii. materiały dodatkowe do spawania [1] table ii. the filler metal grouping system [1] grupa materiał dodatkowy do spawania stosowanye normy fm1 stale niestopowe i drobnoziarniste iso 2560, iso 14341, iso 636, iso 14171, iso 17632 fm2 stale o wysokiej wytrzymałości iso 18275, iso 16834, iso 26304, iso 18276 fm3 stale odporne na pełzanie cr < 3,75% iso 3580, iso 21952, iso 24598, iso 17634 fm4 stale odporne na pełzanie 3,75 ≤ cr ≤ 12% iso 3580, iso 21952, iso 24598, iso 17634 fm5 stale nierdzewne i żaroodporne iso 3581, iso 14343, iso 17633 fm6 nikiel i stopy niklu iso 14172, iso 18274 tablica iii. zakres kwalifikacji materiałów dodatkowych do spawania [1] table. iii. the range of qualifications for welding with different filler metal [1] spoiwo stosowane podczas egzaminu zakres kwalifikacji fm1 fm2 fm3 fm4 fm5 fm6 fm1 x x fm2 x x fm3 x x x fm4 x x x x fm5 x fm6 x x opis x – wskazuje materiały dodatkowe, do spawania którymi spawacz musi zdobyć uprawnienia. – wskazuje te materiały dodatkowe, do spawania którymi spawacz nie jest kwalifikowany. fm1 – stale niestopowe i drobnoziarniste; fm2 – stale o wysokiej wytrzymałości fm3 – stale odporne na pełzanie cr < 3,75%; fm4 – stale odporne na pełzanie 3,75 ≤ cr ≤ 12% fm5 – stale nierdzewne i żaroodporne; fm6 – nikiel i jego stopy 19przegląd spawalnictwa 7/2012 podsumowanie przedstawione w artykule zmiany zasad egzaminowania spawaczy w nowej normie pn-en 287--1:2011 i w projekcie normy międzynarodowej iso/dis 9606-1:2010 sygnalizują tylko najistotniejsze nowości. obecnie obowiązuje norma pn-en 287-1, ale wkrótce zostanie ona wycofana, stąd też warto już teraz przygotować się do zmian wynikających z normy 9601-1. do najważniejszych zmian w normie międzynarodowej należy zaliczyć: – ocenę charakteru przejścia metalu przez łuk spawalniczy; literatura [1] kurpisz b.: zmiany zasad egzaminowania spawaczy stali w nowej normie pn-en 287-1: 2011 i projekcie normy międzynarodowej iso/dis 9606-1:2010. materiały szkoleniowe. instytut spawalnictwa. gliwice 2011. [2] pakos r.: kwalifikowanie spawaczy stali w oparciu o wymagania norm europejskich i międzynarodowych. przegląd spawalnictwa nr 6/2007. – wprowadzenie nowego systemu doboru materiałów dodatkowych, będącego podstawą zakresu kwalifikacji (zamiast dotychczasowego sposobu wynikającego z materiału podstawowego); – ocenę uprawnień w zależności od temperatury wstępnego podgrzania złączy egzaminacyjnych. [3] pn-en 287-1:2011: egzamin kwalifikacyjny spawaczy. spawanie. część 1: stale. podstawowemu, stosowanemu do wykonania złącza egzaminacyjnego. nowa norma iso/dis 96061:2010 za podstawę zakresu kwalifikacji przyjmuje materiał dodatkowy zastosowany do spawania złącza egzaminacyjnego. wprowadza także nowy system doboru materiałów dodatkowych do spawania, ujęty w tablicy ii. w materiałach dodatkowych dla elektrod otulonych wprowadzono też dodatkowe oznaczenia powiązane z pn-en iso 2560 (wg wytrzymałości na rozciąganie): 03 otulina rutylowo-zasadowa 10 otulina celulozowa 11 otulina celulozowa 12 otulina rutylowa 13 otulina rutylowa 14 otulina rutylowa z proszkiem żelaza 15 otulina zasadowa 16 otulina zasadowa 18 otulina zasadowa z proszkiem żelaza 19 otulina ilmenitowa 20 otulina z tlenku żelaza 24 otulina rutylowa z proszkiem żelaza 27 otulina z tlenku żelaza i proszkiem żelaza 28 otulina zasadowa z proszkiem żelaza 45 otulina zasadowa 48 otulina zasadowa przeglad welding technology re iew www.pspaw.ps.pl ps 4 2016 www hr.pdf 57przegląd  spawalnictwa       vol. 88 4/2016 możliwości i ograniczenia spawania rurowych złączy   różnoimiennych spoinami o odmiennej grani the opportunities and limitations of the welding of dissimilar pipe joints using welds with different roots streszczenie praca zawiera opis zachowania niejednorodnego złącza spawanego po procesie modernizacji. rozważane złącze zostało wykonane ze stali konwencjonalnej i używanej obecnie stali nowej generacji. rozważano problemy powstawania naprężeń i odkształceń spawalniczych w spoinach. model opisuje zachowanie różnoimiennych złączy zbudowanych ze stali konwencjonalnych (x20) i nowej generacji (vm12). na kilku ilustracjach zaprezentowano mechanizmy oddziaływania naprężeń i odkształceń w tego typu złączach. słowa  kluczowe: złącza niejednorodne; właściwości mechaniczne; naprężenia spawalnicze; degradacja termomechaniczna abstract the purpose of the paper is to present the mechanism of heterogeneous welded joints during the process of the retrofit. the considered joints are made of conventional steels used in the power industry, as well as new – generation steels. the problems of failure and the design of such joints are considered in the paper. the model of heterogeneous welded joint was built with properties of conventional (x20) steel and a new generation steel of vm12 type. a few illustrations presenting the mechanism of the deformation and failure of the welded joints are presented. keywords: heterogeneous welded joint; mechanical properties; failure of welded joints; thermomechanical ratchet wstęp instalacje ciepłownicze są permanentnie przystosowywane do pracy w coraz trudniejszych, często ekstremalnych warunkach dla stosowanych w nich materiałów. działania te polegają m. in. na wprowadzaniu nowych, specjalnie projektowanych i przystosowywanych do wysokich temperatur i ciśnień stopów, wydłużaniu czasu pracy – wydawałoby się już wyczerpanych termomechanicznie materiałów – w oparciu o dokładniejszą ekstrapolację ich właściwości, przeprowadzaniu modernizacji, zmianach konstrukcyjnych kotłów i in. aktualnym problemem towarzyszącym remontom, odtwarzaniu instalacji ciepłowniczych i budowie nowych jest wykonywanie złączy zawierających różne materiały podstawowe, dodatkowe – a w efekcie hybrydowe spoiny. inny materiał stosowany jest na wykonanie grani, a inny na ściegi wypełniające i licujące spoin. cele, którym przyporządkowane są te operacje są zróżnicowane. grań wykonuje się: – stalą łatwospawalną (zwykle niekosztowną), – materiałem niewymagającym stosowania gazu osłonowego i poduszki gazowej (mieszanki formującej) wewnątrz złącza rurowego, – inną technologią niż pozostałe warstwy w celu uzyskania pełnego i dokładnie ukształtowanego przetopu, niezaburzającego przepływu medium. często stosuje się tu mekwiryn wojsyk, wojciech pawełczyk todę tig (141) z wykorzystaniem nieco odmiennego materiału dodatkowego niż pozostałe wypełnienie spoiny, – stopem utrudniającym propagację wodoru dyfundującego lub dyfuzję reaktywną węgla. niekiedy możliwy jest dobór materiału dodatkowego spełniającego szereg powyższych cech. ogólną regułą wykonywania złączy spawanych jest wypełnienie spoin stopem najbliższym chemicznie materiałem łączonym, a w przypadku spawania złączy różnoimiennych kryterium jest jego dobór do łatwiej spawalnego z nich. stosowanie materiału dodatkowego jako trzeciego zdarza się w odosobnionych przypadkach – nie tylko dla wypełnienia grani – np. podczas spawania żeliwa, stali chromowych, stali średnioi wysokowęglowych i szeregu innych trudnotopliwych materiałów. jest coraz częstsze również w energetyce [1÷4] hybrydyzacja spoin prowadzi do szeregu zjawisk nakładających się na standardowe, a w efekcie komplikujących problemy eksploatacyjne złączy pracujących w warunkach obciążeń termomechanicznych [5÷8, 10, 11]. jeżeli stosuje się inne od zasadniczych materiałów dodatkowych do spawania – wyłącznie w celu wykonania grani spoiny lub nałożenia warstwy na ścianki rowka, mogą pojawić się problemy już podczas wykonywania złączy, które zarówno technologowie spawalnicy, jak i spawacze powinni poznać i opanować. dr inż. kwiryn wojsyk – zakład spawalnictwa politechnika częstochowska; mgr inż. wojciech pawełczyk – pge bełchatów. autor korespondencyjny/corresponding author: kwiryn@gmail.com przeglad welding technology review 58 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 4/2016 wiążą się one z powstawaniem naprężeń i odkształceń podczas i po spawaniu oraz: – możliwymi trudnościami w uzyskaniu odpowiednich właściwości wytrzymałościowych i odbiorczych, – niezdeterminowaną pracą i degradacją złączy w procesie wieloletniej eksploatacji w warunkach zmiennych obciążeń termomechanicznych. naprężenia i odkształcenia w rurowych złączach spawanych występują wskutek nierównomiernego nagrzewania ich wewnętrznej i zewnętrznej powierzchni oraz bliższych i dalszych obszarów od osi spoin. w efekcie powstają odkształcenia i naprężenia zilustrowane na rysunkach 1÷3. mechanizm ich powstawania można opisać następująco: wskutek nagrzewania obwód rur ulega spęczeniu (skróceniu) na swej długości, przez co utworzona spoina kurcząc się naciska na przyspoinowe części rur, powodując ich ściskanie. spoina jest rozciągana i w przypadku braku zapasu plastyczności może pękać w jednym lub wielu miejscach na obwodzie. pęknięcia te są równoległe do tworzącej walca (ich powstaniu sprzyjają naprężenia oznaczone w dalszej części pracy kierunkiem x-x). ponieważ spawanie nie odbywa się równocześnie na całym obwodzie rury, naprężenia rozciągające w kierunku równoległym do osi spoiny nie rozkładają się symetrycznie wokół osi rury, przyjmując zmienne wartości, których kład po obrocie o 900 w płaszczyźnie rysunku pokazano na rysunku 3. materiały łączone są nagrzewane na swej grubości nierównomiernie, a wskutek intensywniejszego nagrzania rur od strony źródła ciepła, materiał zostaje nagrzany na szerszym odcinku od strony lica niż grani spoiny. w konsekwencji spoina ulega asymetrycznemu spęczeniu w tym kierunku, wywołując rozciąganie zarówno przylicowych, jak i przygraniowych partii złącza (dalszej części pracy kierunek naprężeń oznaczono jako z-z). efekt ten wzmacniający zjawisko pokazane na rysunku 1, ilustruje rysunek 2. opisane powyżej dwa z trzech mechanizmów powstawania naprężeń rozciągających w kierunkach x-x i z-z, (rozciąganie na grubości – pominięto) zachodzą wyłącznie wskutek nagrzania i ochłodzenia osiowosymetrycznych elementów spawanych i występują niezależnie od spiętrzeń naprężeń związanych z wadami kształtu spoiny, przemianami strukturalnymi, warunkami eksploatacji, pełzaniem statycznym i cyklicznym. dodatkowo zachodzą efekty wynikające z różnorodnych właściwości fizycznych i mechanicznych w tworzącej się spoinie i łączonych materiałach. ich działanie dotychczas fragmentarycznie zbadane podczas złożonych warunków eksploatacyjnych może być przyczyną dodatkowych naprężeń, odkształceń lub pęknięć i w ich wyniku – awarii konstrukcji. precyzyjne wyznaczenie wielkości naprężeń spawalniczych jest niezwykle trudne ze względu na złożoność zjawisk mechanicznych zachodzących w metalu spoiny i strefy wpływu ciepła. w przypadku jednoosiowego stanu naprężeń, gdy nie osiągają one wartości granicy plastyczności, nie wywierają istotnego wpływu na wytrzymałość konstrukcji. przy spawaniu grubych przekrojów powstaje często przestrzenny stan naprężeń, który może być przyczyną powstania kruchego złomu złącza. dokonując obliczeń dla różnych typów spoin i dla różnych warunków spawania należy uwzględnić fakt, że na wielkość naprężeń i odkształceń spawalniczych wpływ ma nie tylko technologia, lecz również kształty przekrojów, grubości elementów oraz usytuowanie spoin. najbardziej prawdopodobnymi czynnikami wpływającymi na rozkład naprężeń własnych są: – właściwości materiałów spawanych, – energia liniowa spawania, – wielkość i kształt rowka, – kolejność układania ściegów, – warunki spawania (temperatura materiału i otoczenia), – warunki umocowania elementów spawanych. rys. 1. spawane złącze rurowe z demonstracją efektu rozciągania spoiny i ściskaniem strefy wokółspoinowej fig. 1. welding of pipe joints with demonstration of weld stretching effect and weld area compression rys. 2. schemat przyczyny powstawania naprężeń w kierunku z-z w rurowym złączu spawanym fig. 2. the scheme explaining reasons of stress formation in the z-z direction in a pipe weld joint rys.  3.  rozkład naprężeń rozciągających wzdłuż obwodu spoiny z wykonanym kładem o 90 stopni w płaszczyźnie rysunku – na płaszczyznę prostopadłą do osi spoiny fig. 3. the tensile stress distribution along the weld circumference with 90° projection on a plane perpendicular to the axis of the weld w tych miejscach złącza, w których występują karby kształtu i odchyłki metalurgiczne tj. na liniach wtopienia od strony lica i grani spoiny powstaje spiętrzenie naprężeń, których 59przegląd  spawalnictwa       vol. 88 4/2016 rys.  4.  złącze spawane z potencjalnymi niezgodnościami; p1, p2 – podtopienie, αn, αg – kąt między nadlewem, a materiałem, rn, rg – promień przejścia między spoiną a materiałem rodzimym, hn, hg – wysokość nadlewu od strony lica i grani spoiny, δh – zmiana twardości wokół linii wtopienia, k – powierzchnia końca krystalizacji spoin, g – grań spoiny fig. 4. the weld joint with potential dissidences; p1, p2 – undercut, αn, αg – angle between the reinforcement and material, rn, rg – the transition radius between a weld and a parent material, hn, hg – reinforcement height measured at the weld face and the root, δh – the change in hardness around a weld line, k – the surface of the end of weld crystallization, g – root of the weld wielkość uzależniona jest od wielu czynników, takich jak: obecność i wielkość podtopienia, kąt między nadlewem a materiałem, promień przejścia między materiałem spawanym a nadlewem, wysokość nadlewu lica i grani, niejednorodność składu chemicznego, struktury, zróżnicowanie twardości, powierzchnia zakończenia krystalizacji itp. (rys. 4). przykładem współczesnej implementacji heterogenicznych spoin w różnoimiennych złączach spawanych są połączenia rur ze stali vm12 z rurami ze stali x20 o średnicy 44 mm i grubości ścianki 6,3 mm wykonane różnymi materiałami dodatkowymi: warstwa graniowa drutem o składzie chemicznym odpowiadającym stali x20, natomiast warstwy wypełniające – stali vm12. właściwości mechaniczne i skład chemiczny materiałów podstawowych i dodatkowych przedstawiono w tabelach i÷viii. materiały podstawowe: oznaczenie właściwości mechaniczne   w temperaturze 20 °c wytrzymałość na pełzanie   rz100000 [mpa] temperatura  pracy w  [°c] rm remin a5 kv temperatura [°c] mpa mpa % j 500 550 570 600 x20crmov121 690÷840 490 min 17 min 27/4  0*  89* 236 128 95 59 ≤ 585 °c * – wg różnych źródeł tablica i. własności mechaniczne martenzytycznej stali energetycznej x20crmov121 wg pn-en 10216-2 table i. the mechanical properties of martensitic steel x20crmov121 according to pn-en 10216-2 oznaczenie skład chemiczny % c si mn ni cu cr mo w co v nb n b x20crmov121 0,17 ÷ 0,23 ≤0,5 ≤1,00 0,30 ÷ 0,80 10,0 ÷ 12,5 0,80 1,20 0,25 ÷ 0,35 tablica ii. skład chemiczny martenzytycznej stali energetycznej x20crmov121 table ii. the chemical composition of martensitic steel x20crmov121 re [mpa] rm [mpa] amin [%] hv kv [j] 552÷596 744÷784 19,4÷21,5 224÷254 68,8÷81,2 tablica iii. właściwości mechaniczne badanej stali vm12-shc w temp. 20 °c (wg atestu producenta) table iii. the mechanical properties of tested steel vm12-shc at 20°c (according to producer’s certificate) zawartość pierwiastków [%] c si mn cr mo v w co inne 0,12 0,45 0,35 11,4 0,27 0,21 1,46 1,44 b – 0,005 n – 0,047 nb – 0,04 ni – 0,24 tablica iv. skład chemiczny badanej stali vm12-shc (wg atestu producenta) table iv. the chemical composition of the tested steel vm12-shc (according to producer’s certificate) materiały dodatkowe: – dla stali vm12 re [mpa] rm [mpa] amin [%] kv [j] 560 720 17 27 tablica v. właściwości mechaniczne zastosowanego spoiwa wzcrcow12-2-2 w temp. 20 °c (wg atestu producenta) table v. the mechanical properties of applied binding material wzcrcow12-2-2 at 20 °c (according to producer’s certificate) 60 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 4/2016 zawartość pierwiastków [%] c si mn cr mo v w co inne 0,145 0,37 0,45 11,68 0,26 0,201 1,44 1,640 n – 0,042 nb – 0,050 ni – 0,38 cu – 0,04 tablica vi. skład chemiczny zastosowanego spoiwa w zcrcow11-2-2 (wg atestu producenta) table vi. the chemical composition of applied binding material wzcrcow12-2-2 (according to producer’s certificate) – dla stali x20 re [mpa] rm [mpa] amin [%] kv [j] 590 700 15 35 tablica vii. właściwości mechaniczne zastosowanego spoiwa w crmowv12si w temp. 20 °c (wg atestu producenta) table vii. the mechanical properties of applied binding material wcrmowv12si at 20 °c (according to producer’s certificate) zawartość pierwiastków [%] c si mn cr mo v w ni inne 0,194 0,37 0,55 11,14 0,95 0,25 0,42 0,11 n – 0,015 nb – 0,010 cu – 0,05 tablica viii. skład chemiczny zastosowanego spoiwa w crmowv12si (wg atestu producenta) table viii. the chemical composition of applied binding material wcrmowv12si (according to producer’s certificate) do zespawania rur wykorzystano metodę tig (141), stosując jako gaz ochronny argon(ii), a jako gaz formujący – mieszankę gazową h2/n2 (f2). gotowe złącza poddano różnorodnym obróbkom cieplnym w zakresie temperatur 650÷790 °c w różnych okresach czasu od 0,5 do 72 h, a następnie przeprowadzono nieniszczące badania wizualne (vt) i radiograficzne (rt) w zakresie 100% z uwzględnieniem poziomu jakości b wg pn-en iso 5817. wykonano szereg badań niszczących: sprawdzono wytrzymałość złączy na rozciąganie, zginanie, zmierzono rozkłady twardości w strefach wokółspoinowych oraz przeprowadzono badania metalograficzne makroi mikroskopowe [1,2]. w wyniku tych badań wykazano, że pospawalnicza obróbka cieplna złączy tego typu jest konieczna, a najlepsze wyniki wytrzymałościowe uzyskuje się podczas wyżarzania złączy w temperaturze 770 °c przez ok. 1 godzinę. wykazano, że dłuższe niż godzinowe czasy wyżarzania prowadzą zarówno do obniżenia udarności złączy, a w szczególności spoin, jak i zmniejszenia ich wytrzymałości na rozciąganie. w wyniku wyżarzania w temperaturze 770 °c obniżono twardość spoin z (500÷550) hv10 do maksymalnie 320 hv10, osiągając również radykalny spadek gradientów twardości w złączach. w próbkach zginanych uzyskiwano kąty gięcia 180° bez wystąpienia rys i pęknięć na rozciąganych powierzchniach próbek. podczas rozciągania zerwanie następowało poza spoinami w materiale rodzimym x20 na średnim poziomie 786 mpa. praca łamania (kv) złączy obrobionych w ten sposób wynosiła minimum 33 j w spoinie średnio 110 j w strefach wpływu ciepła zarówno gdy karb nacinany był od strony lica, jak i grani spoiny. wyniki wszelkich przeprowadzonych badań odpowiadają właściwościom zgodnym z wymogami technologicznymi [1]. dobrze wykonane złącza to tylko pierwszy warunek ich przydatności. dalsze objawiają się w procesie długoletniej eksploatacji [9]. jedną z możliwych metod badań jest długofalowa obserwacja obejmująca zachowanie się konstrukcji w całym okresie jej eksploatacji. w tym celu skonstruowano model rurowego hybrydowego złącza spawanego złożonego z 1470 elementów połączonych 4579 węzłami zestawionego z 5 oddzielnych stref materiałowych (rys. 5) od dołu i materiału miękkiego o mniejszej niż górny odporności na pełzanie (m i), strefy i wpływu ciepła spoiny (swc i), spoiny (s), strefy ii wpływu ciepła spoiny (swc ii) i materiału o znacznej wytrzymałości mechanicznej i odporności na pełzanie (m ii). model ten poddano termomechanicznym obciążeniom charakterystycznymdla napełniania i zrzutu pary, doprowadzając do chwilowych przeciążeń, charakterystycznych dla inkubacyjnych stanów przedawaryjnych w instalacjach energetycznych. założono, że sytuacje te mogą wystąpić kilkanaście razy w okresie 300 tysięcy godzin pracy instalacji.   a)   b) rys.  5.  model hybrydowego złącza spawanego: a) ścianka rury z podziałem na strefy o zróżnicowanych właściwościach mechanicznych i różnej odporności cieplno-mechanicznej, b) widok rozpatrywanego złącza fig. 5. the model of a hybrid weld joint: a) the wall of the pipe divided into zones of different mechanical properties and various thermo-mechanical resistance, b) the view of analyzed joint 61przegląd  spawalnictwa       vol. 88 4/2016 zachowanie się złącza w warunkach słabo dotychczas poznanego zjawiska cieplnego odkształcenia przyrostowego (ratchetingu) zaprezentowano po jednym otaz wielu cyklach nagrzewania–chłodzenia, obserwując naprężenia zredukowane hubera-misesa-hencky’ego, naprężenia normalne w kierunkach x-x i z-z (rys. 5) oraz odkształcenia plastyczne w jednostkach bezwymiarowych. na rysunkach 6÷9 zaprezentowano wycinkowe wyniki badań wynikające z wcześniejszych prac [5÷8]. mimo idealizacji kształtu złącza – niezdeformowanie kształtu grani – widoczne jest, że to właśnie wokół niej następuje największa   a)   b) rys. 6. naprężenia zredukowane w złączu: a) w szczytowym punkcie temperaturowym pierwszego cyklu (lewa strona) i b) po zakończeniu końcowego cyklu obciążenia (prawa strona) fig. 6. the reduced stress in the joint: a) at the temperature peak in the first cycle (left side), b) after the end of the loading cycle (right side)   a)   b) rys. 7. naprężenia normalne w kierunku x – x w złączu w szczytowym punkcie pierwszego cyklu (lewa strona) – a) i po zakończeniu końcowego cyklu obciążenia termomechanicznego (prawa strona) – b) fig. 7. the normal stresses in the x-x direction in analyzed joint: a) at the temperature peak in the first cycle (left side), b) after the end of the thermomechanical loading cycle (right side) koncentracja naprężeń podczas nagrzewania (rys. 6÷8), a odkształcenia plastyczne koncentrują się tam, gdzie zwykle występuje tzw. biała strefa (rys. 9b), tj. tam, gdzie powstająca i poszerzająca się warstwa gruboziarnistego ferrytu ulega ustawicznej degradacji podczas wieloletniej eksploatacji tracąc swą odporność na obciążenia udarowe. obecność odmiennego materiału w grani pogłębia te procesy. należy zatem, mimo możliwości osiągnięcia pozytywnych rezultatów wykonania złączy pokazanych na przykładzie złącza vm12 – x20 postępować szczególnie ostrożnie w procesie ich dalszej eksploatacji. rys. 8. naprężenia normalne w kierunku z – z w złączu w szczytowym punkcie pierwszego cyklu (lewa strona) – a) i po zakończeniu końcowego cyklu obciążenia termomechanicznego (prawa strona) – b) fig. 8. the normal stresses in the z-z direction in analyzed joint: a) at the temperature peak in the first cycle (left side), b) after the end of the thermomechanical loading cycle (right side) rys. 9. odkształcenia plastyczne podczas osiągnięcia przez złącze szczytowej temperatury w pierwszym cyklu (lewa strona) – a) o po zakończeniu końcowego cyklu obciążenia termomechanicznego (prawa strona) – b) fig. 9. the plastic deformations of weld joint a) at the temperature peak in the first cycle (left side), b) after the end of the thermomechanical loading cycle (right side) wnioski spoiny złożone z co najmniej dwóch materiałów dodatkowych do spawania mogą być stosowane w energetycznych złączach rurowych pod warunkiem przeprowadzania dokładnych badań odbiorczych i prowadzeniu długoletnich badań kontrolnych. trudności w ich implementowaniu wynikają z trzech grup problemów: – dodatkowych komplikacji w wykonaniu i obróbkach cieplnych, – powstawaniu dodatkowych efektów odkształceniowo-naprężeniowych i reaktywno-dyfuzyjnych, – złożonej degradacji podczas ich wieloletniej eksploatacji w instalacjach energetycznych. literatura [1] pawełczyk w.: właściwości złączy jednorodnych i niejednorodnych z udziałem stali vm12 i x20crmov121. praca dyplomowa studiów podyplomowych o specjalności: „wytwarzanie i remonty kotłów”. promotor: dr inż. kwiryn wojsyk częstochowa 2014 r. [2] jasak j., wojsyk k., golański g.: właściwości mechaniczne niejednorodnego złącza spawanego stali vm12/x20 po wyżarzaniu. przegląd spawalnictwa 4/2015 str. 5÷9.   a)   b)   a)   b) 62 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 4/2016 [3] jasak j., golański g., wojsyk k., kupczyk j.: niejednorodne złącza spawane spoiwem epri p87 – mikrostruktura i właściwości. hutnik – wiadomości hutnicze, 2014, nr 5, str. 337÷340. [4] wrona a.: technologia spawania stali energetycznych w gatunku x10crmovnb9-1 ze stalą w gatunku 10crmo9-10. praca dyplomowa studiów podyplomowych „wymagania i kompetencje międzynarodowego inżyniera spawalnika – iwe” częstochowa 2014. promotor: dr inż. kwiryn wojsyk. [5] wojsyk k.: analiza mechanizmu degradacji osiowosymetrycznego złącza spawanego poddanego obciążeniom cieplnomechanicznym. praca doktorska. politechnika częstochowska. wydział inżynierii procesowej, materiałowej i fizyki stosowanej. częstochowa 2007. [6] lacki p., wojsyk k., służalec a.: the mechanism of failure of the axisymetrical welded joint under thermomechanical loading. materiały konferencji thermec 2009. 6th international conference on processing & manufacturing of advanced materials. berlin, germany, august 25÷29, 2009. [7] lacki p., wojsyk k.: degradacja hybrydowych złączy spawanych w warunkach zmiennych obciążeń cieplnomechanicznych. xvi międzynarodowa konferencja spawalnicza energetyków. opole – jarnołtówek 2008. materiały konferencyjne „spawanie w energetyce – zvaranie v energetike” 23÷25.02.2008, str. 5÷16. [8] lacki p., wojsyk k.: analiza stanu naprężeń i odkształceń w hybrydowych spawanych złączach rurowych poddanych obciążeniom termomechanicznym. materiały konferencyjne xiv konferencji naukowo – technicznej „postęp, innowacje i wymagania jakościowe procesów spajania” międzyzdroje 27÷29.05.2008, str. 145÷155. [9] cecotka m., wnuk m.: zastosowanie metody spawania wąskoszczelinowego w energetyce. przegląd spawalnictwa 7/2014, str. 17÷21. [10] grajcar a., różański m.: spawalność wysokowytrzymałych stali wielofazowych ahss. przegląd spawalnictwa 3/2014, str. 22÷31. [11] czaplejewicz w., kondrat z.: spawanie kontrolowanej stali boron 27 dobór spoiwa i parametrów spawania. przegląd spawalnictwa 1/2014, str. 13÷18. ps 02 2017 www.pdf 5przegląd  spawalnictwa vol. 89 2/2017 koncepcja usprawnienia procesu spawania sekcji   przestrzennych jednostek wielogabarytowych w stoczni x the concept of improving the welding process of large-size unit spatial at the shipyard x with welding methods dr inż. ryszard bielski; dr inż. radosław drozd – politechnika gdańska. autor korespondencyjny/corresponding author: rbi@zie.pg.gda.pl streszczenie celem artykułu jest przedstawienie koncepcji usprawnienia procesu spawania sekcji przestrzennych w kadłubie statku. przedmiotem analizy projektu będzie styk międzyblokowy, który pospawany zostanie dwoma różnymi metodami. w artykule przedstawione zostaną rozwiązania techniczne wspomagające procesy spawalnicze oraz pomiary i obliczenia umożliwiające porównanie obu metod spawania. słowa kluczowe: technologia spawania; optymalizacja technologii; konstrukcje spawane abstract the aim of the article is to present the concept of improving the welding process in the hull of the ship. the analysis of the project will contact, which will be welded with two different methods. the article presents technical support welding processes as well as measurements and calculations allowing comparison of both welding methods. keywords: welding procedure; welded structure; technology optimization wstęp spawanie jest najbardziej pracochłonnym procesem w budowie kadłuba statku. brak odpowiedniego zaplecza kadry spawaczy znacznie wydłuża czas wykonania projektu. wiąże się to często z karami, jakie przedsiębiorstwo musi ponieść za opóźnione terminy wykonania. aby zminimalizować straty w przedsiębiorstwie, powinno się podjąć analizę usprawnienia dotychczasowych metod spawania w różnych rejonach statku. jakość złącza wykonanego w procesie spawania można zazwyczaj ocenić dopiero dobę po jego zakończeniu. w wielu przypadkach, zwłaszcza na zmechanizowanych i zrobotyzowanych stanowiskach spawalniczych, jakość złącza powinna być oceniana w czasie jego wykonywania, bezpośrednio na stanowisku spawalniczym [1]. rosnące wymagania odnośnie jakości wykonywanych złączy również wpływają na dynamiczny rozwój techniki spawalniczej, która ma gwarantować wysoką jakość otrzymywanych złączy oraz powtarzalność procesu [2]. jednym z możliwych rozwiązań, które pozwala w zasadniczy sposób usprawnić dotychczasowy system spawania, jest zamiana spawania półautomatycznego na spawanie automatyczne. dzięki zastosowaniu rozwiązań projektowych przedstawionych w niniejszym artykule będzie możliwa znacząca poprawa kosztów w stoczni x. ryszard bielski, radosław drozd przeglad welding technology review koszty związane ze spawaniem sekcji  przestrzennych kadłuba statku wpływ na wysokość kosztów spawania ma wiele czynników. podstawowymi są: metoda spawania, grubość i rodzaj spawanego materiału, zastosowanie materiałów dodatkowych, pozycja spawania, wybór fazowania krawędzi [3]. koszty spawania dzieli się na: koszty bezpośrednie, w których pod uwagę bierze się m.in.: zużycie materiałów spawalniczych, koszt robocizny, zużycie energii elektrycznej oraz koszty pośrednie (dotyczą np. zarządu, administracji, podatków itp.) [4]. rys. 1. podział styku do analizy kosztów spawania przed wprowadzeniem usprawnień, źródło: opracowanie na podstawie materiałów ze stoczni x fig. 1. the division of welding joint in terms of cost analysis before the improvement introduction, source: based on shipyard product catalogues 6 przegląd  spawalnictwa vol. 89 2/2017 tablica i. wpływ wybranych parametrów procesu na geometrię modeli 3d (fragment) [3,4] table i. the impact of the selected process parameters on the geometry of 3d models (fragment) numery   odcinków  spoiny grubość   blachy warstwa  ściegu zakładana  prędkość  spawania prędkość   spawania  jednego metra  spoiny długość   odcinka czas 1 metra *  długość   odcinka styku czas   w minutach 1 12 mm 1 15 cm / 1 min 6 min. 40 sek. 6,3 m 6,67 x 6,3 42,02 1 12 mm 2 20 cm / 1 min 5 min 6,3 m 5 x 6,3 31,50 1 12 mm 3 20 cm / 1 min 5 min 6,3 m 5 x 6,3 31,50 1 12 mm 4 20 cm / 1 min 5 min 6,3 m 5 x 6,3 31,50 2 10 mm 1 20 cm / 1 min 5 min 11,56 m 5 x 11,56 57,80 2 10 mm 2 30 cm / 1 min 3 min. 20 sek. 11,56 m 3,33 x 11,56 38,49 2 10 mm 3 30 cm / 1 min 3 min. 20 sek. 11,56 m 3,33 x 11,56 38,49 3 11 mm 1 20 cm / 1 min 5 min. 18,54 m 5 x 18,54 92,70 3 11 mm 2 30 cm / 1 min 3 min. 20 sek. 18,54 m 3,33 x 18,54 61,74 3 11 mm 3 30 cm / 1 min 3 min. 20 sek. 18,54 m 3,33 x 18,54 61,74 ∑ 418,47 źródło: opracowanie na podstawie katalogów produktów stoczni x oraz firmy esab source: based on shipyard product catalogues and esab company koszty spawalniczych materiałów dodatkowych stanowią zużyte druty elektrodowe, gazy osłonowe oraz podkładki technologiczne. do kosztów robocizny zalicza się czas potrzebny do wyspawania złącza, który jest określony na podstawie pomiarów lub z odczytów zawartych w normatywach technologicznych. koszty energii elektrycznej szacuje się na podstawie mocy elektrycznej zależnej od wykonywanych prac spawalniczych oraz od rodzaju urządzenia. z urządzeniami związane są koszty amortyzacji oraz remontów. analiza kosztów przykładowego procesu spawalniczego obejmuje styk poszycia zewnętrznego bloku i (ładownia i rufa statku) z blokiem ii (siłownia i dziób statku). styk poszycia, przed wprowadzeniem usprawnień, jest spawany w pozycji (pa) oraz pionowej z dołu do góry (pf) 30 [6]. wymienione pozycje spawania obrazuje rysunek 1. ze względu na występowanie trzech różnych grubości blach w analizowanym styku blokowym autorzy podzielili je na części: nr 1, nr 2, nr 3 [7]. obliczenia poszczególnych odcinków spoiny dotyczą lewej i prawej burty (rys. 2). projekt zastosowania zautomatyzowanej  metody spawania styków blokowych   w kadłubie statku  przedstawienie metody spawania proponowanej w projekcie    proponowany projekt polega na zastosowaniu automatycznego spawania metodą 136. metoda ta będzie umożliwiała spawaczowi szybkie i dokładne wykonanie spoin o różnych długościach na powierzchniach płaskich oraz zakrzywionych. zastosowanie w projekcie nowoczesnego urządzenia pozwoli na wykonanie spawania złączy doczołowych, jak również pachwinowych. analizę kosztów przeprowadzono na przykładzie wielofunkcyjnego systemu railtrac fwr 1000 (rys. 3), który będzie wykorzystywany w przedsiębiorstwie przy spawaniu i cięciu [5]. podzespoły i elementy wskazanego urządzenia będą wykonane dla celów badawczych ze specjalnych materiałów, które pozwalają na ekstremalne warunki pracy. obudowa rys. 2. podział styku do analizy kosztów spawania, źródło: opracowanie na podstawie materiałów ze stoczni x fig. 2. the division of welding joint in terms of cost analysis, source: based on shipyard product catalogues rys. 3. schemat urządzenia railtrac fwr 1000 firmy esab, źródło: opracowanie na podstawie katalogów produktów stoczni x oraz firmy esab fig. 3. scheme of a device railtrac fwr 1000 esab company, source: based on shipyard product catalogues and esab company 7przegląd  spawalnictwa vol. 89 2/2017 urządzenia będzie chroniła je przed odpryskami podczas spawania oraz warunkami atmosferycznymi. w analizowanym projekcie traktor podczas procesu spawania będzie poruszał się po giętkiej aluminiowej szynie, która dopasowana będzie do kształtu powierzchni elementu spawanego. szyna ta będzie zamontowana za pomocą magnesów lub podciśnieniowo. kierunek spawania i parametry będą zależne od wprowadzonego programu do sterownika urządzenia. operator urządzenia będzie korzystał z pilota nadzorującego i korygującego działanie maszyny. analiza kosztów wprowadzenia nowego systemu spawania analiza kosztów nowej metody spawania obejmuje sam styk, dlatego omówione zostaną tylko i wyłącznie różnice wynikające ze zmiany sposobu spawania. styk blokowy będzie spawany w pozycji pułapowej (pe) oraz pionowej z dołu do góry (pf) [6]. waga spoiny wynosi 4,01 kg. ze względu na tę samą metodę spawania (136) zużycie drutu potrzebnego do pospawania jest również takie same i wynosi 3,5 kg. ilość podkładek ceramicznych wynosi 61 sztuk. ze względu na automatyzację posuwu palnika półautomatu znacznie skraca się czas spawania, który z kolei ma wpływ na zużycie gazów (tabl. i) [8]. ilość zużycia gazu oblicza się mnożąc sumę czasu spawania z przyjętym wskaźnikiem zużycia l/m, tj. 487,47 min x 18 l/min = 8774,46 litrów gazu 8774,46 : 1000 = 8,8 m3 nowe koszty materiałów dodatkowych użytych do spawania styku bloków i i ii (tabl. ii). tablica  ii. koszty materiałów dodatkowych po wprowadzeniu usprawnienia table ii. costs of additional materials after the improvement introduction koszty   materiału   dodatkowego jm potrzebna ilość średni  koszt  jednostkowy średni  koszt   całkowity drut spawalniczy ok. tubrod 15.14 1,2 kg 3,5 7,10 zł 24,85 zł podkładka ceramiczna szt 61 1,90 zł 115,90 zł mieszanka ar co2 m3 8,8 7,90 zł 69,52 zł suma 210,27 zł źródło: opracowanie na podstawie katalogów produktów stoczni x oraz firmy esab source: based on shipyard product catalogues and esab company zużycie prądu oblicza się według parametrów oraz czasu spawania (tabl. iii). urządzenie spawalnicze wykorzystane do usprawnienia prac spawalniczych – średni koszt urządzenia: 66 424,63 zł. do spawania styku skierowany jest tylko operator maszyny. koszty związane z operatorem urządzenia zawarte zostały w tablicy iv. tablica iii. koszty energii elektrycznej po wprowadzeniu usprawnienia table iii. the cost of electricity after the improvement introduction przyjęte parametry spawania  wg wewnętrznej procedury  spawania (wps) natężenie prądu 180 a napięcie prądu 28 v czas spawania 8,12 h średni koszt energii za 1 kwh 0,62 zł zużycie prądu = natężenie x napięcie x czas 180 a x 28 v x 8,12 h = 40,924 kwh zużycie prądu 180 a x 28 v x 8,12 h = 40,924 kwh źródło: opracowanie na podstawie katalogów produktów stoczni x oraz firmy esab source: based on shipyard product catalogues and esab company tablica iv. koszty robocizny operatora po wprowadzeniu usprawnienia table iv. operator labour costs after the improvement introduction koszty robocizny operatora średnie wynagrodzenie operatora 3540 zł/miesiąc stawka wynagrodzenia za godzinę pracy 3540 zł: 160 h = 22,10 zł czas pracy spawacza 8,12 h wynagrodzenie 8,12 h * 22,10 zł = 179,45 zł źródło: opracowanie na podstawie katalogów produktów stoczni x oraz firmy esab source: based on shipyard product catalogues and esab company amortyzacja urządzeń spawalniczych wynosi 18%. obliczenia amortyzacji nowego urządzenia zawarte są w tablicy v. tablica  v. obliczenia amortyzacji urządzenia do automatyzacji, po wprowadzeniu usprawnienia table v. device depreciation calculations for the purposes of automation after the improvement introduction cena urządzenia 13450 zł + 66424,63 zł   = 79874,63 zł stopa amortyzacji 18% nominalny czas pracy w ciągu roku 2000 h całkowity czas spawania 8,12 h cena urządzenia x stopa amortyzacji 79874,63 zł x 18% = 14377,43 zł koszt na rok) koszt na rok: nominalny czas pracy w ciągu roku 14377,43 zł: 2000 h = 7,18 zł (koszt jednej godziny) całkowity koszt spawania x koszt jednej godziny 7,18 zł x 8,12 h = 58,30 zł (koszt amortyzacji) źródło: opracowanie na podstawie katalogów produktów stoczni x oraz firmy esab source: based on shipyard product catalogues and esab company do obliczanie kosztów remontów urządzeń, autorzy przyjęli szacunkowo, że koszt ten stanowi 9% kosztów amortyzacji. koszt amortyzacji x 9% = 58,30 x 0,09 = 5,25 zł. koszt remontów wynosi 5,25 zł. porównanie metod spawania   sekcji przestrzennych aby zbadać wpływ działania projektu usprawnienia spawania sekcji przestrzennych autorzy, dokonali porównania ,,starej” obecnej metody spawania stosowanej w stoczni z proponowaną nową. do porównania posłużą wcześniej obliczone i opracowane dane dotyczące kosztów jednej i drugiej metody. zużycie gazów i energii elektrycznej zależy od: czasu spawania, wydatku gazu oraz parametrów spawania. 8 przegląd  spawalnictwa vol. 89 2/2017 porównanie czasów spawania oraz zużycie gazów i energii elektrycznej zawarte jest w tablicy vi. tablica  vi. obliczenia amortyzacji urządzenia do automatyzacji, po wprowadzeniu usprawnienia table vi. device depreciation calculations for the purposes of automation after the improvement introduction metoda 1 metoda 2 czas spawania 15,3 h 8,12 h zużycie  energii  elektrycznej 67,62 kwh 40,92 kwh zużycie  gazów  osłonowych  do  spawania 16,5 m3 8,8 m3 źródło: opracowanie na podstawie katalogów produktów stoczni x oraz firmy esab source: based on shipyard product catalogues and esab company usprawnienie metody spawania wpłynęło znacznie na obniżenie kosztów. porównanie obliczonych kosztów bezpośrednich zawarte jest w tablicy vii. z przeprowadzonej analizy wdrożenia nowej metody spawania wynika, że do poniesionych bezpośrednich kosztów związanych ze spawaniem badanego styku między blokowego zostały uwzględnione te same rodzaje kosztów, tj. koszt materiałów dodatkowych, koszt zużycia energii elektrycznej, koszt robocizny, koszt amortyzacji i remontów urządzenia. pierwszym analizowanym kosztem były dodatkowe materiały spawalnicze, które obliczone zostały na podstawie podstawowych danych do analizy kosztów nowego rozwiązania. zestawienie obliczonych kosztów zawarte jest w tablicy i i wynosi 210,27 zł. koszt zużycia energii elektrycznej potrzebnej do zasilenia urządzeń spawalniczych oszacowany został w tablicy iii i wynosi 25,37 zł. następny obliczany koszt dotyczył wynagrodzenia pracowników za wykonanie pracy, który zawiera tablica iv i wynosi 179,45 zł. kolejnymi kosztami analizowanymi były opłaty związane z amortyzacją i remontami urządzenia wykorzystywanego do procesu spawania, które zawarte są w tablicy v i wynoszą 58,30 zł (amortyzacja) oraz 5,25 zł (remonty urządzenia). po podsumowaniu wszystkich kosztów bezpośrednich poniesionych w usprawnionym procesie spawania stwierdzono, że wykonanie badanego odcinka styku międzyblokowego będzie wynosiło 478,64 zł (tabl. vii). tablica vii. zestawienie kosztów bezpośrednich w obu metodach spawania table vii. summary direct costs in both welding methods podsumowanie analizując koszty oraz czasy przedstawionych w artykule metod spawania sekcji przestrzennych (aktualnej oraz proponowanej) autorzy zauważyli: – po wprowadzeniu projektu usprawniającego koszt spawania analizowanego styku blokowego będzie o 37% niższy niż przy stosowaniu metody konwencjonalnej – zmniejszy się czas spawania o ok. 7 godzin, co wpłynie na obniżenie kosztów zużycia gazu osłonowego (60,83 zł), kosztów zużycia energii elektrycznej (16,56 zł) oraz kosztów robocizny (250,48 zł). 9przegląd  spawalnictwa vol. 89 2/2017 literatura [1] k. luksa, j. fitrzyk, e. szpakowski: analiza parametrów spawania gma metodą wykrywania zakłóceń procesu spawania, przegląd spawalnictwa, vol. 84, nr 11, s.29-34, 2012. [2] m. gucwa, r. bęczkowski, m. stefański: spawanie orbitalne wężownic ze stali vm12-shc , przegląd spawalnictwa, vol. 87, nr 10, s.120-123, 2015. [3] k. dajczak: przemysł stoczniowy w polsce i na świecie, politechnika krakowska, kraków, s. 11-12, 2008. [4] d. dębski: ekonomika i organizacja przedsiębiorstwa cz. 1, wsip, warszawa, s.35-36, 2006 [5] t. grochecki t: usprawnienie procesu spawania, wsb gdańsk, gdańsk, s.46-50, 2016. [6] pn-en iso 6947:2011, spawanie i procesy pokrewne -pozycje spawania. [7] shipbuilding and repair quality standard, table 8.2 – typical butt weld plate edge preparation (manual welding and semi-automatic welding) for reference, no.47 pp 24. [8] pn-en iso 14175:2009, materiały dodatkowe do spawania -gazy i mieszaniny gazów do spawania i procesów pokrewnych. ze względu na cenę urządzenia zwiększy się koszt amortyzacji o 39,55 zł oraz koszt remontów urządzenia o 3,55 zł. po przeanalizowaniu wszystkich kosztów bezpośrednich w proponowanym projekcie usprawniającym nowa metoda spawania pozwoli na zaoszczędzenie w stoczni 284,77 zł. zakładając 7 h pracy urządzenia dziennie, inwestycja zwróci się po 234 dniach. wdrożenie takiego urządzenia w stoczni pozwoli uzyskać wzrost wydajności poprzez skrócenie czasu spawania i uniknięcie wysokich kar pieniężnych za opóźnienia. poprzez zautomatyzowanie procesu spawania styków poszyciowych możliwe jest uzyskanie powtarzalności wykonania spoiny oraz polepszenie jej jakości. 201108_pspaw.pdf 53przegląd spawalnictwa 8/2011 karolina poch piotr wojtas błędy w pomiarach wielkości fizycznych na przykładzie wybranych metod badań nieniszczących złączy spawanych errors in measurement of physical quantities based  on selected methods  of nondestructive testing of welds mgr inż. karolina poch, mgr inż. piotr wojtas – politechnika częstochowska. streszczenie w artykule przedstawiono zagadnienia związane z tematyką błędów występujących w pomiarach różnych wielkości na przykładzie badań nieniszczących złączy spawanych. opisano podstawowe rodzaje błędów oraz sposoby szacowania niepewności pomiarowych. część teoretyczna została poparta przykładami opisu badań nieniszczących złączy spawanych, szczególnie badań magnetyczno-proszkowych. abstract the paper presents issues related to the topic of errors in measurements of various sizes on the example of non-destructive testing of welds. describes the basic types of errors, and ways of estimating uncertainty of measurement. the theoretical part was supported by the examples described based on the tests of welded joints of non-destructive testing and in particular magnetic-powder testing. wstęp pomiary wielkości fizycznych powinny być dokonywane z określoną dokładnością. wynika to z niedoskonałości urządzeń pomiarowych oraz nieprecyzyjności ludzkich zmysłów. podawanie samego wyniku pomiaru jest niewystarczające, opracowanie pomiarów powinno zawierać także miarę ich wiarygodności, czyli ocenę niepewności pomiaru. w celu przedstawienia wiarygodnych wyników powstała teoria niepewności pomiaru (zwana wymiennie rachunkiem niepewności pomiaru) [2]. pomiar i niepewność pomiar jest to proces oddziaływania przyrządu pomiarowego z badanym obiektem, zachodzący w czasie i przestrzeni, którego wynikiem jest uzyskanie informacji o właściwościach mierzonego obiektu. pomiar to także zespół czynności wykonywanych w celu ustalenia miary określonej wielkości fizycznej lub umownej, jako iloczynu jednostki miary oraz liczby określającej wartość liczbową tej wielkości, tzn. porównywanie wartości danej wielkości z jednostką miary. wynik pomiaru musi zawsze składać się z dwóch części: wartości liczbowej oraz jednostki. metoda pomiarowa to zastosowany podczas pomiaru sposób porównywania. opracowano wiele metod pomiarowych różniących się między sobą sposobem postępowania oraz wyborem odpowiednich środków pomiarowych. zawsze jednak do wykonania pomiaru, tj. określenia stosunku wartości mierzonej do wartości rzeczywistej, przyjętej za jednostkę miary, niezbędne jest określenie odpowiedniej jednostki miary oraz dobór odpowiedniego narzędzia pomiarowego [2]. wyróżnia się następujące rodzaje pomiarów fizycznych: bezpośrednie, pośrednie, ciągłe i dyskretne. pomiary bezpośrednie są najprostszymi metodami, polegającymi na porównaniu danej wielkości z odpowiednią miarą wzorcową. przykładami mogą być: pomiar wymiarów danego obiektu za pomocą linijki bądź suwmiarki, pomiar czasu trwania procesu lub zjawiska, pomiary wartości danej wielkości za pomocą odpowiedniego przyrządu pomiarowego. 54 przegląd spawalnictwa 8/2011 dokonując pomiaru pośredniego, wartość badanej wielkości wyznacza się na podstawie pomiarów bezpośrednich innych wielkości fizycznych, które są powiązane z nią znanym prawem fizycznym. prostym przykładem jest wyznaczenie wartości przyspieszenia ziemskiego na podstawie okresu drgań wahadła matematycznego [1]. okres drgań wahadła opisuje wzór: (1) gdzie: t – okres drgań wahadła, 1/s; l – długość nici wahadła, m; g – wartość przyspieszenia ziemskiego, m/s2. po przekształceniu wzoru otrzymuje się zależność pozwalającą obliczyć wartość przyspieszenia ziemskiego: (2) zatem w celu obliczenia wartości przyspieszenia ziemskiego g trzeba zmierzyć okres drgań wahadła t oraz długości nici l. w zależności od wyboru metody pomiarowej, wartości niektórych wielkości fizycznych mogą być wyznaczane metodą pomiarów pośrednich i bezpośrednich. pomiar ciągły umożliwia uzyskanie ciągłego zbioru wartości wielkości mierzonych. przykładem jest pomiar prędkości jadącego pojazdu, kiedy w chwili przyspieszenia otrzymuje się odpowiednią chwilową prędkość. pomiar dyskretny dostarcza wyniki wartości mierzonych w sposób punktowy. jest on prowadzony cyklicznie, niekoniecznie w sposób regularny. przykładem jest kontrola poziomu oleju w samochodzie lub pomiar temperatury ciała. pomiary dyskretne dokonywane są tylko w momencie zapotrzebowania na dany wynik mierzonej wartości [1]. niepewność pomiarowa jest związana z wynikiem pomiaru i jest parametrem charakteryzującym rozrzut wyników, który można w uzasadniony sposób przypisać wartości mierzonej. definicja wskazuje, że możliwe są różne miary niepewności. do określenia niepewności pomiaru bezpośredniego wykorzystuje się dwie miary: podstawową jest niepewność standardowa u(x), drugą miarą przydatną w określonych sytuacjach jest niepewność graniczna δx [1]. w przypadku niepewności granicznej δx powinno się określić przedział: x0− δx < xi < x0+ δx (3) w którym mieszczą się wszystkie otrzymane wyniki pomiaru wielkości xi, co przedstawiono na rysunku 1. niepewność graniczna jest miarą deterministyczną, ponieważ wartość prawdziwa zawarta jest w przedziale x0 ± δx. niepewność maksymalna jest stosowana w określonych sytuacjach, np. jako miara dokładności elektrycznych przyrządów pomiarowych. miarą dokładności pomiaru najpowszechniej stosowaną i uznaną za podstawową jest niepewność standardowa. jej najkrótszą definicją jest: oszacowanie odchylenia standardowego. niepewność standardowa u jest miarą średniego odchylenia wyników pomiarów od wartości rzeczywistej, zatem część wyników (ok. 1/3) znajdzie się poza przedziałem (x0 − u(x), x0 + u(x). niepewność u ma wymiar taki jak wymiar wielkości mierzonej. określa również niepewność względną. jest ona określana jako stosunek niepewności bezwzględnej do wartości mierzonej co określa wzór [1]: (4) gdzie: w(x) – niepewność względna, u(x) – niepewność standardowa, x – wartość mierzona. błędy pomiarowe niezależnie od wybranej metody pomiarów, nie można wyznaczyć rzeczywistej wartości wielkości mierzonej. wszystkie pomiary obarczone są niepewnościami, których nie można całkiem wyeliminować. niepewność pomiaru jest nieodłączną cechą pomiaru i charakteryzuje rozrzut wyników pomiaru. błędy pomiarów dzieli się na: grube, przypadkowe i systematyczne [4]. błędy grube powstają na skutek niestarannego podejścia obserwatora do odczytu mierzonej wartości i jej zapisu. w przypadku wykonywania serii pomiarów, błędy grube są łatwe do wykrycia i wyeliminowania. błędy przypadkowe nie wynikają z czynników systematycznych i powtarzalnych, co oznacza, że nie można z góry przewidzieć ich wartości w kolejnych pomiarach. informację na temat skali ich występowania można uzyskać dopiero po wykonaniu serii pomiarów i wyliczeniu wybranej miary zróżnicowania rozkładu, np. odchylenia standardowego. błędy te wskazują na przypadkową zmianę wyników. nie można ich uniknąć, gdyż ich przyczyny są nieznane. występowanie błędów przypadkowych można modelować za pomocą rozkładów statystycznych, np. rozkładu normalnego gaussa (rys. 2). rys. 1. rozrzut wyników pomiaru [5] fig. 1. the dispersion of measurement results [5] 55przegląd spawalnictwa 8/2011 rozkład gaussa jest rozkładem gęstości i prawdopodobieństwa f(x) dla zmiennej losowej, która może przyjmować dowolne wartości rzeczywiste. oznacza to, że prawdopodobieństwo znalezienia wartości zmiennej losowej w przedziale (x1, x2), wyrażone jest wzorem: (5) gdzie (6) gdzie: a – wartość średnia, σ – odchylenie standardowe. jeżeli wartość x1 zdąża do minus nieskończoności, a wartość x2 do plus nieskończoności, to otrzymuje się warunek unormowania rozkładu, przedstawiający się następującą zależnością: (7) co oznacza, że prawdopodobieństwo zdarzenia pewnego równe jest jedności [2]. właśnie dlatego funkcja f(x) zawiera czynnik √2π, ponieważ: (8) ze wzoru (5) wynika, że rozkład gaussa jest rozkładem symetrycznym względem a, kiedy funkcja gęstości prawdopodobieństwa przyjmuje wartość maksymalną. wartość a jest wartością oczekiwaną dla rozkładu gaussa. wartość σ jest odchyleniem standardowym. prawdopodobieństwo odpowiadające znalezieniu zmiennej losowej opisywanej rozkładem gaussa w granicach całkowitej wartości odchylenia standardowego względem wartości oczekiwanej jest następujące: p (|x – a| ≤ б = 68,3% p (|x – a| ≤ 2б = 95,4% p (|x – a| ≤ 2б = 99.8% błędy systematyczne wynikają z zastosowanej metody pomiaru lub innych przyczyn, zmieniających wyniki pomiaru. podstawowe przyczyny powstawania błędów systematycznych to: zmiany obiektu badanego rys. 2. rozkład normalny gaussa fig. 2. gaussian normal distribution po dołączeniu do urządzenia lub układu pomiarowego, sposób wykonania przyrządów pomiarowych w zakresie skalowania, wzorcowania oraz montażu i wpływ czynników otoczenia na stanowisko pomiarowe. przyczyny te mogą mieć wpływ na wystąpienie błędów systematycznych, w zależności od rodzaju parametru mierzonego oraz sposobu pomiaru. ocena błędów systematycznych należy do osoby wykonującej pomiary, co pozwala na eliminację lub ich ograniczenie nawet w początkowej fazie pomiarów. błędy systematyczne powodują błędną ocenę wartości zmierzonej wielkości fizycznej, czyli w przypadku powtarzanego pomiaru otrzymany rozrzut wyników będzie taki jak dla błędu przypadkowego. dlatego też przy wielokrotnym powtarzaniu pomiaru nie jest możliwe wykrycie błędu systematycznego. wykrycie takiego błędu systematycznego jest możliwe przy zastosowaniu innej, niezależnej metody pomiaru. występowanie błędów systematycznych i przypadkowych charakteryzuje się zróżnicowanym charakterem rozrzutu oraz częstości występowania (rys. 3). metody określania pomiarów pośrednich niepewność standardowa pomiarów bezpośrednich wyniki pomiarów w serii różnią się losowo. oznaczane są: x1, x2, x3, ....... xn, gdzie n jest liczbą powtórzeń pomiaru w serii i powinna wynosić przynajmniej 10. jej wartość rzeczywista nie jest znana, ale z serii pomiarów wartością najbardziej zbliżoną do rzeczywistej jest średnia arytmetyczna: (9) słuszność tego twierdzenia potwierdzają kolejne pomiary. im ich jest więcej, tym bardziej precyzyjnie rys. 3. relacja wartości rzeczywistej x0 i zbioru wyników pomiaru (zaznaczonych kreskami) na osi liczbowej: a) dla błędu przypadkowego, b) dla błędu systematycznego, c) dla kombinacji błędu przypadkowego i błędu grubego [5] fig. 3. the interplay of actual and set of measurement results (selected lines) on the number line: a) for random error, b) for systematic error, c) for a combination of random error and big error [5] 56 przegląd spawalnictwa 8/2011 można określić błąd pomiarowy. w tym przypadku do określenia niepewności standardowej zaleca się stosowanie wzoru na odchylenie standardowe średniej: (10) jeśli wyniki pomiarów nie wykazują rozrzutu, tj. wszystkie są równe, to niepewność pomiarową możemy oszacować na podstawie naukowego osądu obserwatora. przykładem może być wykorzystanie informacji o niepewności maksymalnej δx, określonej przez producenta urządzenia pomiarowego. w tym celu należy posłużyć się wzorem: (11) w przypadku prostych urządzeń pomiarowych, takich jak: linijka, śruba mikrometryczna czy termometr, za δx można przyjąć działkę elementarną przyrządu. w przyrządach elektronicznych niepewność maksymalna urządzenia podawana jest przez producenta w instrukcji obsługi i jest zwykle kilkakrotnie większa od działki elementarnej. często wartość działki elementarnej zależy od wielkości mierzonej (x) i zakresu pomiarowego (z). wówczas niepewność maksymalną określa się wzorem: δ x = c1x + c2z (12) gdzie: c1, c2 – wartość działki elementarnej, x – wielkość mierzona, z – zakres. w przypadku wystąpienia dwóch wymienionym typów niepewności (np. rozrzutu wyników oraz niepewności wzorcowania) należy skorzystać z następującego wzoru: (13) gdzie: s – liczba pomiarów. niepewność standardowa pomiarów pośrednich rozważając występowanie niepewności standardowych pomiarów pośrednich, wielkość mierzoną oznacza się jako funkcję: y = f( x1, x2, …, xk) (14) gdzie x1, x2, …, xk odpowiadają k wielkości pomiarów fizycznych, mierzonych bezpośrednio. zakładamy, że znane są wyniki pomiarów tych wielkości oraz ich niepewności standardowe u(x1), u(x2), u(xk). wówczas wynik pomiaru końcowego oblicza się na podstawie wzoru: (15) w pomiarach pośrednich nieskorelowanych, tzn. gdy każdą z wielkości mierzy się niezależnie od pozostałych, niepewność złożoną wielkości y ocenia się wg prawa propagacji niepewności (rys. 4), które wyraża się wzorem: (16) niepewność rozszerzona niepewność standardowa całkowicie i jednoznacznie określa wartość wyniku, jednak do wnioskowania o zgodności wyniku pomiaru z innymi wynikami (np. z wartością tabelaryczną) oraz dla celów komercyjnych i do ustalania norm przemysłowych, zdrowia, bezpieczeństwa itp. międzynarodowa norma oceny niepewności pomiarowych wprowadza pojęcie niepewności rozszerzonej oznaczanej symbolem u (dla pomiarów bezpośrednich) lub uc (dla pomiarów pośrednich). wartość niepewności rozszerzonej oblicza się ze wzoru: (17) lub (18) liczba k, tzw. współczynnik rozszerzenia, jest umownie przyjętą liczbą wybraną tak, aby w przedziale x + u(x) • x + u(x) znalazła się większość wyników pomiaru potrzebna dla danych zastosowań. wartość współczynnika rozszerzenia mieści się najczęściej w przedziale 2÷3. w większości zastosowań zaleca się przyjmowanie umownej wartości k = 2. rys. 4. prezentacja propagacji niepewności fig. 4. graphical representation of uncertainty propagation [1] 57przegląd spawalnictwa 8/2011 zapis wyników pomiaru z uwzględnieniem błędów pomiarowych otrzymane wyniki mierzonej wielkości zapisuje się łącznie z niepewnością oraz jednostką, w jakiej wyrażana jest mierzona wartość. niepewność podawana jest z dokładnością do dwóch cyfr znaczących, a liczbę cyfr znaczących wyniku dobieramy tak, aby ostatnia cyfra wyniku i niepewności należały do tego samego rzędu. dla niepewności standardowych zalecany jest zapis z użyciem nawiasów, zaś dla niepewności rozszerzonej stosowany jest zapis z użyciem symbolu ± [4]. xr = xm ± δx (19) gdzie: xr – wartość rzeczywista wielkości mierzonej, xm – wartość uzyskana w wyniku pomiaru, δx – niepewność lub błąd pomiaru. z podanego zapisu odczytuje się, że najlepszym przybliżeniem wartości mierzonej jest liczba xm, której należy szukać w przedziale (xm – δx) i (xm + δx). przy zapisywaniu wyników pomiaru należy pamiętać, że: – błąd pomiaru δx jest wielkością oszacowaną. nie ma potrzeby podawania wszystkich cyfr otrzymanych w wyniku obliczeń. obliczone wartości xm i δx podaje się zaokrąglone, czyli przybliżone; – cyframi znaczącymi danej liczby różnej od zera nazywa się wszystkie jej cyfry z wyjątkiem występujących na początku zer. do cyfr znaczących zalicza się również zera końcowe, jeśli są one wynikiem obliczeń, a nie zaokrągleń. oznacza to, że pierwsza liczba znacząca musi być różna od zera, natomiast druga, trzecia i dalsze mogą być zerami; – są cyfry pewne. jeśli błąd spowodowany przybliżeniem liczby dziesiętnej jest mniejszy od jedności na ostatnim miejscu dziesiętnym, mówi się, że wszystkie jej cyfry są pewne. przybliżenie dziesiętne podaje się wtedy z zachowaniem tylko cyfr pewnych, np. 125 x 103 lub 1,25 x 105; – przy zaokrąglaniu wyniku pomiaru stosowane są powszechnie przyjęte zasady zaokrągleń, tzn. liczbę kończącą się cyframi 0÷4 zaokrągla się w dół, a 5÷9 w górę lub liczby 0÷4 zaokrągla się w dół, 6÷9 w górę, cyfrę 5 w dół, jeśli poprzedza ją cyfra parzysta, zaś w górę, jeśli poprzedza ją liczba nieparzysta. można stosować dowolną z tych zasad, ale w jednym opracowaniu wyników pomiarów należy konsekwentnie stosować tylko jedną z nich; – oszacowane błędy zaokrągla się w górę, ponieważ w żadnym przypadku nie wolno zmniejszać błędów; – obliczenia wykonuje się zawsze z większą liczbą cyfr, niż podawany jest wynik. zaokrągleń dokonuje się dopiero po zakończeniu obliczeń; – błędy pomiarów zaokrąglane są do pierwszej cyfry znaczącej. ostatnia cyfra znacząca w każdym wyniku pomiaru powinna stać na tym samym miejscu dziesiętnym, co błąd pomiaru, np. nie powinno się podawać wyniku w postaci u = (9,82 ± 0,02389) v. trudno sobie bowiem wyobrazić, aby niepewność pomiarowa mogła być znana z dokładnością czterech cyfr znaczących. przy bardzo dokładnych pomiarach można czasem podawać wynik z dwiema cyframi znaczącymi po przecinku, czyli w podanym przykładzie δu = 0,02 v zatem: u = (9,82 ± 0,02) v od podanej reguły jest wyjątek – jeśli pierwszą cyfrą znaczącą niepewności δx jest 1 (lub 2), to lepiej zachować dwie cyfry znaczące niepewności, np. δx = 0,14, gdyż zaokrąglenie do δx = 0,1 prowadzi do 40% zmniejszenia niepewności [5]. przykłady występowania błędów pomiarowych w procesach badawczych i technologicznych występowanie błędów pomiarowych jest bardzo częstym zjawiskiem podczas pomiarów parametrów technologicznych odnoszących się do ściśle określonego procesu badawczego. na szczególną uwagę zasługują pomiary w procesach spawalniczych oraz kontroli jakości złączy spawanych. każdy parametr technologiczny odgrywa ważną rolę i ma wpływ na przeznaczenie wykonanej konstrukcji czy też urządzenia. biorąc pod uwagę procesy spawalnicze, można zauważyć, że prawdopodobieństwem wystąpienia błędów pomiarowych są obarczone pomiary natężenia prądu spawania, napięcia biegu jałowego, pomiary długości, szerokości oraz wysokości grani i lica spoiny, prędkości podawania drutu elektrodowego, prędkości spawania, napięcia łuku spawalniczego, energii liniowej łuku. w odniesieniu do tych wielkości występują zarówno błędy grube, przypadkowe, jak i systematyczne, w zależności od sposobu prowadzenia pomiaru. w badaniach złączy spawanych przykładem mogą być błędy zaobserwowane przez autorów podczas badań magnetyczno-proszkowych oraz ultradźwiękowych, gdzie zauważono błędy pomiarów natężenia pola magnetycznego, natężenia światła uv (bądź dziennego) i natężenia pola szczątkowego [6, 7]. błąd pomiaru natężenia pola magnetycznego do pierwszej serii pomiarów został użyty miernik mp-100; wówczas wyniki pomiarów wskazywały wartości w zakresie 2,2÷2,6 ka/m. drugą serię pomiarową wykonano miernikiem mp-u. wtedy wyniki pomiarów 58 przegląd spawalnictwa 8/2011 mieściły się w zakresie 5,5÷6,5 ka/m. wartości pomiarów przedstawiono w tablicy i. zestawienie tych wyników wskazuje na duży rozrzut pomiędzy nimi, co oznacza, że któreś z urządzeń działa niepoprawnie. z dokumentacji dotyczącej wzorcowania i kalibrowania tych dwóch urządzeń wynika, że wzorcowanie pierwszego z nich miało miejsce w 2010 r., natomiast drugiego w 2008 r. wskazuje to na możliwość utraty poprawności wykonywanych pomiarów przez drugie urządzenie. jednocześnie wyniki pomiarów pierwszym urządzeniem są bardziej wiarygodne, gdyż wartości odpowiadają wielkościom otrzymanych wskazań na określonych głębokościach. jest to przykład sytuacji, kiedy przyczyną wystąpienia błędów pomiarowych jest zastosowanie dwóch różnych urządzeń lub brak aktualnej kalibracji i wzorcowania. odnosi się to do wszystkich rodzajów wykonywanych pomiarów, nie tylko pomiaru natężenia pola magnetycznego. jest to przykład błędu systematycznego uwarunkowanego zmianą wyników pomiaru, wynikającą z zastosowania dwóch mierników wzorcowanych w dwóch różnych terminach. otrzymane wyniki są jednostronnie zawyżane. błąd pomiaru długości podczas badań doczołowego złącza spawanego wykonywane były pomiary długości wskazania oraz analiza wyników. każdy pomiar wykonywała inna osoba. odchylenia nie były duże, jednak jednoznacznie wskazywały, że dla każdej osoby wartość długości wskazania była inna, co wynika z subiektywnej interpretacji intensywności wskazania, np. dla jednej osoby wskazanie może być intensywne na długości 60 mm, a dla drugiej na długości 65 mm. uwarunkowane jest to predyspozycjami operatora. kolejnym przypadkiem błędu pomiaru długości jest nieprecyzyjność dokonywania pomiaru. w tablicy ii przedstawion, wyniki pomiarów długości wskazań liniowych dokonane w dwóch seriach pomiarowych za pomocą suwmiarki. uzyskane wyniki można zapisać jako 60±0,2 mm, gdzie 0,2 jest błędem wynikającym z błędu odczytu pomiarowego. błąd pomiaru grubości podczas badań ultradźwiękowych złączy spawanych za pomocą wyskalowanego defektoskopu ultradźwiękowego usm 25 dla głowicy mwb 70-4, wykonywanych na dużej liczbie próbek o takich samych właściwościach materiałowych oraz wizualnie podobnych do siebie, może wystąpić błąd wynikający z niewielkiej różnicy grubości badanych złączy. badanie wykonano na dwudziestu próbkach blach ze złączem doczołowym, oczyszczonych strumieniowo-ściernie. do badania grubości użyto suwmiarki. na podstawie zmierzonej grubości ośmiu próbek, która wyniosła 14 mm, błędnie przyjęto założenie, że grubość pozostałych dwunastu elementów jest taka sama. w rzeczywistości zmierzona grubość osiemnastu próbek wynosi 14 mm, a pozostałych dwóch 16 mm. zaniechanie pomiaru grubości dla całej partii próbek przyczyniło się do opisanych poniżej błędów. przeprowadzając badanie za pomocą poprawnie wyskalowanego defektoskopu ultradźwiękowego dla ww. głowicy i grubości 14 mm, można popełnić błąd w przypadku dwóch próbek, których grubość wynosi 16 mm. błędy te mogą dotyczyć: lokalizacji niezgodności oraz doboru wielkości płaskodennego reflektora tarczowego, którego wielkość ma wpływ na czułość badania. na rysunku 5 przedstawiono wpływ zmian grubości badanego elementu na głębokość zalegania niezgodności. rysunek 5 przedstawia przykład wystąpienia przyklejenia brzegowego w pobliżu przetopu. na rysunku 5a zilustrowano przebieg wiązki ultradźwiękowej dla grubości 14 mm, który wskazuje prawidłową lokalizację niezgodności. natomiast w przypadku próbki o grubości 16 mm, której rzut przedstawiono na rysunku 5b, występuje błąd lokalizacji niezgodności. ponieważ cyfrowy defektoskop ultradźwiękowy do obliczeń wykorzystuje niepoprawnie wprowadzoną grubość próbki (14 mm), zakłamanie występuje przy przeliczeniu głębokości zalegania niezgodności. przyczyną niepoprawnie wprowadzonej grubości jest zła lokalizacja i nieodpowiednia wielkość niezgodności. linią ciągłą czerwoną zilustrowano wykrycie niezgodności rys. 5. przebieg fali ultradźwiękowej w próbce oraz wskazanie na ekranie defektoskopu fig. 5. ultrasonic waveform in the sample and indication on the screen flaw tablica ii. wyniki pomiarów długości wskazań liniowych (mm) table ii. results of the linear length measurements indicated (mm) pomiar 1 pomiar 2 pomiar 3 seria 1 60,2 60,0 59,8 seria 2 60,0 59,9 60,1 tablica i. wyniki pomiarów natężenia pola magnetycznego table i. results of measurements of magnetic fields typ miernika pomiar 1 pomiar 2 pomiar 3 mp – 100 2,54 ka/m 2,6 ka/m 2,57 ka/m mp – u 5,2 ka/m 5,43 ka/m 5,39 ka/m a) b) 59przegląd spawalnictwa 8/2011 z nieprawidłowo wprowadzoną grubością materiału, a linia przerywana obrazuje przekłamanie lokalizacji niezgodności. rozpatrując nieprawidłowe wprowadzenie grubości materiału dla dwóch badanych próbek, powinno zmienić się również średnicę reflektora płaskodennego w metodzie owr. dla próbki o grubości 14 mm średnica reflektora wynosi 1 mm, a dla 16 mm powinna być zwiększona do 1,5 mm. różnica średnic dla tego przypadku to 0,5 mm, co przekłada się na zmianę wzmocnienia o 3 db (rys. 6). na rysunku 6 przedstawiono zmianę; linii odniesienia wskutek podwyższenia wzmocnienia, linia czarna charakteryzuje krzywą owr dla poprawnie wyskalowanego defektoskopu dla grubości 14 mm, natomiast linia jaśniejsza jest krzywą owr po podwyższeniu wzmocnienia o 3 db. jak widać, dla dwóch próbek o grubości 16 mm ocena wskazania dokonywana jest w ostrzejszy sposób niż zakładają to normy pn-en 1712 i pn-en 1714. kolejny przykład błędu systematycznego związany ze zmianą grubości badanego materiału został przedstawiony na podstawie pomiaru grubości rys. 6. zmiana położenia linii odniesienia wskutek podwyższenia wzmocnienia o 3 db fig. 6. repositioning if the reference line due to an increase of 3 db to strengthen defektoskopem ultradźwiękowym. do pomiaru użyto cyfrowego defektoskopu ultradźwiękowego usm 25 oraz głowicy seb 4, przyrząd wyskalowano na grubości wzorca w2, tj. 12,5 mm. na rysunku 7 przedstawiono widok ekranu defektoskopu po kalibracji. pierwsze echo dna znajduje się na 1,25 działki ekranu, co odpowiada grubości 12,5 mm, kolejne echa oddalone są od siebie o 1,25 działki. następnie wykonano pomiary grubości pięciu próbek, grubość czterech z nich była zbliżona do grubości wzorca w2 i wynosiła: 10,5; 16,3; 20,9 oraz 25 mm. przełożyło się to na właściwy pomiar grubości dokonanej defektoskopem, co potwierdził powtórny pomiar suwmiarką. piąta próbka znacznie odbiegała grubością od pozostałych. pomiar dokonany za pomocą defektoskopu wskazał 69,7 mm, natomiast rzeczywista grubość zmierzona suwmiarką wynosiła 70,1 mm. rozbieżność 0,4 mm spowodowana jest tym, że grubość wzorca użytego do kalibracji jest niemal sześciokrotnie mniejsza od badanej grubości, czego przyczyną był niewłaściwy pomiar grubości. należało zwiększyć zakres obserwacji oraz dokonać kalibracji na innym wzorcu, np. w1 (użyć wymiaru 100 mm). rys. 7. ekran defektoskopu po kalibracji fig. 7. screen view after calibration podsumowanie korzystając z doświadczenia nabytego podczas badań, należy zauważyć że wystąpienie błędów zależy od poprawnej kalibracji i wzorcowania przyrządu pomiarowego oraz umiejętności osoby wykonującej pomiar. niedoskonałość zmysłów oraz zawodność przyrządów pomiarowych istotnie wpływa na otrzymane wyniki pomiaru, a co za tym idzie, na efektywność badań czy też procesów technologicznych. literatura [1] dudkiewicz j., kusz b.: i laboratorium z fizyki. część 2. skrypt politechniki gdańskiej, gdańsk 2002. [2] kilias j., kostrzyński t., wojciechowski s.: podstawy fizyki dla studentów informatyki. wat, warszawa 2002. [3] dryński t.: ćwiczenia laboratoryjne z fizyki. pwn, warszawa 1963. [4] wyrażanie niepewności pomiaru: przewodnik, główny urząd miar, warszawa 1999. [5] zięba a.: pracownia fizyczna wydziału fizyki i techniki jądrowej agh. część 1. wydawnictwo agh, kraków 2002. [6] krawczyk r., luto. m., wojtas p.: analiza dokładności oceny niezgodności spawlaniczych wykrywanych w badaniach ultradźwiękowych, biuletyn instytutu spawalnictwa w gliwicach, nr 3/2010, s. 35-40. [7] krawczyk r., wosik – poch k.: ocena czułości wybranych technik badań magnetyczno-proszkowych, materiały 39 krajowej konferencji badań nieniszczących, szczyrk, 25-28 x 2010, s. 39, warszawa 2010. ps 10 2015 www.pdf 31przegląd spawalnictwa vol. 87  10/2015 tarciowe metalizowanie ceramiki aln tytanem friction surfacing of aln ceramics by titanium mgr inż. michał hudycz, mgr inż. maciej winiarski, dr hab. inż. tomasz chmielewski, prof. pw – politechnika warszawska. autor korespondencyjny/corresponding author: mhudycz@wp.pl streszczenie w artykule przedstawiono pierwsze doświadczenia z metalizacji tytanem powierzchni ceramiki aln metodą tarciową. wytwarzano powłoki bazujące na ti. stosując różne warunki procesu tarcia otrzymywano różne powłoki (tio; tin; ti). przedstawiono dyfraktogramy rentgenowskie materiału podłoża, powłoki tio, powłoki tin oraz powłoki czystego tytanu. słowa kluczowe: metalizacja ceramiki, metalizacja tarciowa, złącza ceramika-metal abstract the paper presents the first experience of aln ceramic surface metallization by titanium with frictional process. using a different process conditions of friction, authors obtained various coatings (tio, tin, ti). the x-ray diffraction of the substrate and the coatings of tio, tin and a coating of pure titanium have been presented. keywords: metallization of ceramics, friction metallization, ceramic-metal joints wstęp zastosowanie azotku glinu w technice, podobnie jak wielu innych materiałów ceramicznych, wymaga wytwarzana złączy ceramiczno-metalowych [1÷7]. trudności spajania ceramiki z metalami, wynikają ze znacznej odmienności właściwości fizycznych i chemicznych materiałów ceramicznych i metalowych, np. współczynnik rozszerzalności cieplnej, współczynnik przewodnictwa cieplnego, rodzaje wiązań międzyatomowych, dodatkowym utrudnieniem jest niska zwilżalność powierzchni ceramiki przez większość ciekłych metali. jako materiał ułatwiający spajanie ceramiki z metalami bardzo często jest stosowany tytan, łatwo wiążący podstawowe składniki różnych gatunków ceramiki w tym tlen i azot [1,6÷9] w wielu konstrukcjach ceramiczno-metalowych ceramika stosowana jest w celu wykorzystania jej specyficznych właściwości: wytrzymałość elektryczna (odporność na przebicie), niska przewodność cieplna, twardość, słabe oddziaływanie z metalami. równocześnie wykonanie całej konstrukcji z ceramiki jest niemożliwe lub niecelowe i to właśnie generuje potrzebę wykonania połączenia ceramika-metal. znakomitą tego ilustracją jest metalowa lampa rentgenowska zastosowanie jednego metalowo ceramicznego przepustu prądowego, pozwala na wyeliminowanie szklanej bańki chłodzonej olejem i wodą i redukcję masy o 60%. w zastosowaniach przemysłowych najwięcej złączy ceramiczno-metalowcy wykonuje się metodą lutowania, gdzie wymagana jest wysoka próżnioszczelność złącza. złącza lutowane mogą być wykonywane drogim lutem aktywnym, jednak korzystniejszym ekonomicznie rozwiązaniem jest nadanie powierzchni ceramiki zwilżalności, i możliwość stosowania szerokiej gamy materiałów lutowniczych. michał hudycz, maciej winiarski, tomasz chmielewski sprawdzonym i opanowanym technologicznie procesem jest metalizacja powierzchni ceramiki za pomocą past nanoszonych metodą sitodruku i spiekanych (metalizacja proszkowa). proces ten, jest bardzo skomplikowany technologicznie, wieloetapowy, czasochłonny i niskowydajny. alternatywą dla obecnie stosowanych w przemyśle metod, może być przedstawiona w artykule metalizacja powierzchni ceramiki za pomocą tarcia. jak pokazuje analiza literatury doprowadzenie energii na drodze mechanicznej do procesu spajania materiałów różnoimiennych może być dobrym sposobem na uzyskanie wysokiej jakości połączeń [10÷12]. ceramikę aln wybrano ze względu na jej specyficzne właściwości. w technice półprzewodników ceramika jest stosowana do obudowy układów i podłoża, a w produkcji lamp zastępuje bańki szklane i wykonuje się z niej elementy izolacyjne. aln ma stałą dielektryczną porównywalną z al2o3, ale już wytrzymałość elektryczną o 10% większą, lepsze właściwości mechaniczne, mniejszą gęstość. znacznie ważniejsze w tych zastosowaniach są współczynnik rozszerzalności cieplnej (aln 4.0 wobec 6.57[10÷6/k] dla al2o3) oraz przewodność cieplna, gdzie różnica jest jeszcze większa (aln 160 wobec 36 [w/m*k] dla al2o3). przygotowanie podłoża materiał podłoża do doświadczeń w stanie surowym pokazano na rysunek1. w celu doprowadzenia obrabianej powierzchni do stanu płaskiego i równoległego do podstawy, wklejono je w gniazda stalowe wytoczone w krążkach blachy gr.10 mm i poddano 32 przegląd spawalnictwa vol. 87 10/2015 rys. 1. próbka ceramiki aln w stanie surowym, grubość 6 mm, średnica 70 mm fig. 1. sample of aln ceramic in basic state, thickness 6 mm, diameter 70 mm obróbce ściernicą diamentową. stalowa oprawa umożliwiła obróbkę na szlifierce na płasko i późniejsze mocowanie w uchwycie roboczym podczas nakładania powłoki. widok podłoża gotowego do nanoszenia powłoki przedstawia rysunek 3. rys. 2. dyfraktogram xrd ceramiki aln przeznaczonej do metalizowania fig. 2. xrd diffractogram of aln ceramics dedicated to metallization process rys. 3. podłoże aln wklejone w oprawę i po obróbce szlifierskiej fig. 3. aln substrate in holder view after surface grinding dobór parametrów i wykonanie powłok osadzana na powierzchni ceramiki powłoka, była wytwarzana poprzez tarcie czołem tytanowego narzędzia w kształcie walca (rys.4) o zewnętrznej średnicy 9 mm z otworem 3 mm w osi. opisane narzędzie zostało zamontowane w oprawce umożliwiającej przeniesienie momentu obrotowego oraz kontrolowanie docisku. rys. 4. szkic tytanowego narzędzia w oprawce 1) narzędzie, 2) oprawka, 3) sprężyna, 4 i 5 elementy regulacji napięcia sprężyny fig. 4. schema of ti friction tool in holder: 1) friction tool, 2) holder, 3) spring, 4 and 5 spring tension adjustment items proces metalizowania tarciowego został wykonany na numerycznym centrum obróbczym arrow 500 firmy cincinnati, zamocowane podłoże i narzędzie gotowe do pracy przedstawia rysunek 5, a proces nakładania pokazano na rysunku 6. rys. 3. podłoże aln wklejone w oprawę i po obróbce szlifierskiej fig. 3. aln substrate in holder view after surface grinding rys. 5. narzędzie gotowe do pracy fig. 5. system ready to work rys. 6. nakładanie powłoki fig. 6. friction surfacing in action przed wykonaniem opisywanych doświadczeń dokonano kilku prób tarciowego osadzania tytanu na powierzchni ceramiki w zgrzewarce tarciowej, w celu oszacowania przybliżonych parametrów tarcia. z konieczności, tarcie odbywało się na powierzchniach czołowych, próbki miały średnicę 9,5 mm, walec tytanowy osadzono w uchwycie stałym, a ceramiczny w obrotowym. równomierną powłokę tytanu na całej powierzchni czoła ceramiki uzyskano stosując parametry podane poniżej: 25-1133 al n aluminum nitride matched phases: 33przegląd spawalnictwa vol. 87  10/2015 – prędkość obrotowa – 2550obr/min – nacisk 13,4 mpa – czas 14s warunki wykonywania prób metalizacji opisanych w niniejszym artykule na przygotowanych podłożach aln miały się różnić znacząco od tych wykonanych jako wstępne na zgrzewarce. celem doświadczeń miało być uzyskanie powierzchni metalizowanej większej niż powierzchnia czoła narzędzia, w konsekwencji musiał się pojawić posuw obracającego się narzędzia. z tego powodu zdecydowano się wykonać doświadczenia na numerycznej obrabiarce mogącej zapewnić sztywne zamocowanie podłoży, obrót i posuw narzędzia trącego. docisk i jego regulację zapewniono projektując i wykonując oprawkę do tytanowego narzędzia przedstawioną na rysunku 4. regulację siły docisku zapewnia pionowy ruch suportu obrabiarki. sprężyna w oprawce ma gwarantowaną przez producenta stałą 55 n/mm, co zweryfikowano za pomocą siłomierza pałąkowego. różnica pomiędzy deklaracjami producenta, a pomiarami nie przekracza 2%. w tak skonstruowanej oprawce możliwy do osiągnięcia nacisk narzędzia trącego zawierał się w przedziale 0÷28 mpa. możliwość wymiany trzonka oprawki zapewnia mocowanie w standardowym uchwycie do frezów walcowych, układ sterowania obrabiarki po wprowadzeniu wymiarów narzędzia i wstępnych pomiarach położenia pozycjonuje koniec narzędzia względem powierzchni obrabianej. podstawowym polem metalizowanej powierzchni jest pas powłoki o szerokości w przybliżeniu równej średnicy narzędzia i długości obejmującej lokalną cięciwę koła próbki. dla uproszczenia przyjęto dla niego nazwę „ściegu”, a kolejne ściegi oznaczono numerami, jak widać na rysunkach. w celu uzyskania większej powierzchni metalizowanej niż wynika to z szerokości ściegu, były one układane równolegle, z pięcioprocentową zakładką. w dwóch przypadkach posuw narzędzia przebiegał po zaprogramowanej spirali o tak dobranym skoku, aby kolejno metalizowane strefy podobnie na siebie zachodziły. kierując się wynikami wstępnych prób wykonanych na zgrzewarce tarciowej, wykonano pierwszy ścieg oznaczony numerem 1 na rys. 7, przy następujących parametrach: – prędkość 2800 obr/min – nacisk 14,6 mpa – posuw 56 mm/min. widoczne na początku i na końcu ściegu ciemne obwódki to efekt wychylenia narzędzia poza obszar podłoża i tarcie żywicy mocującej podłoże w oprawie. korekta sterowania posuwem pozwoliła uniknąć tego zjawiska w przyszłości. zmiany barwy powierzchni ściegu i oględziny narzędzia po jego wykonaniu spowodowały decyzję o zmniejszeniu nacisku. drugi ścieg oznaczony nr 2 na rysunku 7 wykonano przy następujących parametrach: – prędkość 2800 obr/min. – nacisk 4,87 mpa – posuw 28 mm/min. w tym przypadku, podobnie jak w pierwszym występowały lokalne zmiany barwy powierzchni. ponadto w środkowej strefie nastąpiło wykruszenie podłoża, zdecydowano o dalszej redukcji nacisku. trzeci ścieg i wszystkie pozostałe wykonano przy następujących parametrach: – prędkość 4000 obr/min – nacisk 2,92 mpa posuw 40 mm/min. zdecydowano kontynuować próby z parametrami trzeciego ściegu ze względu na jednolitą barwę powierzchni i małą liczbę wykruszeń podłoża. różnica w posuwie we wszystkich trzech grupach parametrów wynika z przyjętych wartości: w pierwszym przypadku przyjęto 0,02 mm/obrót, w drugim i trzecim 0,01 mm/obrót. w efekcie stosowania stosunkowo dużego nacisku, zaobserwowano na powierzchni metalizowanej zmiany barwy, będące następstwem przegrzania i utlenienia. ponadto próbki ceramiczne miały niejednorodną, lokalnie zdefektowaną powierzchnię i przy wyższych wartościach nacisku materiał ceramiczny był łatwiej wyrywany z podłoża. po redukcji nacisku wykruszenia nie występowały, również w obszarach, gdzie defekty powierzchni były widoczne przed nakładaniem powłoki. redukując nacisk, zwiększono prędkość obrotową narzędzia. w pierwszym etapie wykonano dodatkowo następujące doświadczenia: – na krążku nr 2, obok ściegu nr 4 wykonano równolegle ściegi nr 5 i 6 (rys. 8) – na krążku nr 3 ułożono równolegle pięć ściegów z pięcioprocentową zakładką (rys.9) – na krążku nr 4 ułożono powłokę spiralnie ( rys.10) na tym zakończono pierwszy etap metalizacji, ściegi nr od 1do 6 wycięto z podłoża, podzielono na odcinki 10 mm i wybrano próbki do badań rentgenowskich. schemat podziału przedstawia rysunke 11. rys. 7. widok pierwszych czterech ściegów wykonanych w początkowym etapie prac fig. 7. view of first four beads made in initial tests rys. 8. ściegi nr 4, 5, 6 fig. 8. beads no 4, 5, 6 rys. 9. ściegi nr 7-11 fig. 9. beads no 7-11 34 przegląd spawalnictwa vol. 87 10/2015 rys. 10. powłoka spiralna fig. 10. spiral coating rys. 11. plan podziału preparatów na pojedyncze próbki fig. 11. plan of cutting for individual samples w kolejnym etapie prac przeprowadzono próby tarciowego osadzania powłoki tytanowej w osłonie gazu obojętnego-argonu. uchwyt do próbek uszczelniono od dołu, od góry ustawiono walcową osłonę z pvc o wysokości 100 mm i średnicy pozwalającej na bezpieczne operowanie narzędziem. osłonę przy powierzchni uchwytu i szczęk uszczelniono masą plastyczną. do tak przygotowanego układu doprowadzono argon miedzianą rurką poniżej powierzchni metalizowanej. wydatek argonu przyjęto 14 l/min, przed rozpoczęciem procesu tarcia przez 5 min. przepłukiwano obszar roboczy. widok osłony z próbką przygotowanej do metalizacji przedstawia rysunek 12, a powłok wykonanych w osłonie gazu i podział na próbki do badań rysunek 13. rys. 12. osłona strefy metalizowanej fig. 12. curtain of working zone rys. 13. widok próbek wykonanych w osłonie argonu i ich podział do dalszych badań fig. 13. view of samples obtained with argon protection, and their division for further investigation rys. 14. dyfraktogram xrd metalicznej powłoki nr 6-2 na ceramice aln fig. 14. xrd diffractogram of metallic coating no 6-2 on aln ceramics substrate 25-1133 al n aluminum nitride matched phases: 48-0686 al5 o6 n aluminum oxide nitride 38-1420 ti n titanium nitride / osbornite, syn 35przegląd spawalnictwa vol. 87  10/2015 analiza fazowa próbek z serii 6 wykonanych w warunkach wyższego nacisku wskazuje, że osadzona powłoka w całości składa się z tio (rys. 15). seria próbek wykonanych z obniżonym naciskiem i zwiększoną prędkością obrotowa rys. 15. dyfraktogram xrd metalicznej powłoki nr 5-3 na ceramice aln fig. 15. xrd diffractogram of metallic coating no 5-3 on aln ceramics substrate rys. 16. dyfraktogram xrd metalicznej powłoki nr 5-3 na ceramice aln fig. 16. xrd diffractogram of metallic coating no 5-3 on aln ceramics substrate oznaczona numerem 5 pokryta jest powłoką tin. powłoka wykonana w atmosferze argonu to czysty tytan praktycznie amorficzny (daje bardzo rozmyty sygnał dyfrakcyjny). wnioski z przeprowadzonych doświadczeń zarysowuje się możliwość wykonywania przydatnej i atrakcyjnej pod względem ekonomicznym metalizacyjnej powłoki tytanowej na powierzchni aln. w zależności od zastosowanych warunków możliwe jest uzyskanie powłok bazujących na tytanie lub jego związkach o kontrolowanej budowie fazowej (tio; tin; ti) dalsze pracy zespołu autorów będą ukierunkowane na szersze niż przedstawiono w pracy scharakteryzowanie otrzymanych powłok oraz obszaru połączenia. literatura [1] t. chmielewski: wykorzystanie energii kinetycznej tarcia i fali detonacyjnej do metalizacji ceramiki, prace naukowe pw, seria mechanika, zeszyt 232, pp. 1-155. 2012. [2] t. chmielewski: natryskiwanie detonacyjne metali na podłoża ceramiczne, przegląd spawalnictwa, vol.78, nr 9-10, s.80-83, 2006. [3] w. włosiński, t. chmielewski, m. kucharczyk: spajanie tarciowe stopów nial i feal ze stalą węglową st3s, przegląd spawalnictwa, vol.75, nr 1, s.6-12, 2004. [4] k. pietrzak, d. kaliński, m. chmielewski, t. chmielewski, w. włosiński, k. choręgiewicz: processing of intermetallics with al2o3 or steel joints obtained by friction welding technique, 12th conference of the european ceramic society ecers xii, stockholm, 2011. [5] w. włosiński, t. chmielewski, a. grabowska, a. góra: warunki spajania tarciowego i struktura złączy al2o3-al i al2o3-cu, przegląd spawalnictwa, vol.75, nr 12, s.1-5, 2003. [6] a. krajewski, m. barlak, m. hudycz, t. chmielewski: spajanie ceramiki korundowej modyfikowanej impulsami plazmy dpe + arc pvd, prace naukowe programu priorytetowego nowe technologie, zeszyt 5 s. 49-58, 2002. [7] m. barlak, t. chmielewski, m. hudycz, a. krajewski, w. włosiński: nowe metody spajania materiałów ceramicznych i metalowych, prace naukowe programu priorytetowego nowe technologie, zeszyt 4 s. 107-116, 2001. [8] m. ossowski, m. hudycz, t. wierzchoń: struktura i właściwości kompozytów warstwowych: stop tytanu-fazy międzymetaliczne z układu ti-al, przegląd spawalnictwa, vol. 79, nr 8, s.13-16, 2007. [9] a. krajewski, m. hudycz: wytrzymałość złączy ceramiczno-metalowych, przegląd spawalnictwa, vol.73, nr 8-9, s.50-53, 2001. [10] t. chmielewski, d. golański, w. włosiński, j. zimmerman: utilizing the energy of kinetic friction for the metallization of ceramics, bulletin of the polish academy of sciences technical sciences vol. 63, no 1, pp. 201-207, 2015. [11] d. golański, t. chmielewski, s. zhu: the effect of the interface profile on the residual stresses formed in thermally sprayed nial coatings on al2o3 substrate, przegląd spawalnictwa vol. 86, nr 8, s.41-47, 2014. [12] g. rogalski, d. fydrych, w. walczak: wpływ cyklu cieplnego na właściwości zgrzewanych wybuchowo złączy stal-aluminium, przegląd spawalnictwa, vol. 85, nr 6, s. 54-59, 2013. 25-1133 al n aluminum nitride matched phases: 48-0686 al5 o6 n aluminum oxide nitride 08-0117 ti o titanium oxide 25-1133 al n aluminum nitride matched phases: 48-1581 al8 o3 n6 aluminum oxide nitride 08-0117 ti titanium 201208_pspaw.pdf 35przegląd spawalnictwa 8/2012 jacek słania kamila sołtys wpływ promieniowania rozproszonego na jakość obrazu na radiogramie scattered radiation influence on the image quality of the radiograph dr hab. inż. jacek słania, prof is – politechnika częstochowska, mgr kamila sołtys – laboratorium spawalnicze gamma – montex, częstochowa. streszczenie przedstawiono wpływ promieniowania rozproszonego na jakość obrazu na radiogramie. omówiono zjawiska fizyczne towarzyszące promieniowaniu rozproszonemu oraz jego praktyczne skutki. zaprezentowano przykłady badania wpływu promieniowania rozproszonego na jakość obrazu na radiogramie dla różnych obiektów, uwzględniając wpływ promieniowania rozproszonego od obiektów znajdujących się poza błoną oraz niezgodności w obliczeniach czasów ekspozycji. abstract the influence of scattered radiation on the image quality of the radiograph wos presented in the paper. physical phenomena accompanying scattered radiation and its practical results were shown. the authors discussed practical examples of research on the influence of scattered radiation on the image quality of radiograph for different objects, including the influence of scattered radiation from objects situated behind the x-ray film and incompatibility in exposition time calculating. wstęp w wyniku zjawiska rozpraszania promieniowania pierwotnego tworzy się promieniowanie wtórne o mniejszej energii fotonów. promieniowanie to rozchodzi się po znacznie dłuższych drogach w elemencie badanym, w wyniku zmiany kierunku promieniowania. zdolność przenikania promieniowania pierwotnego jest więc większa niż promieniowania rozproszonego. promieniowanie rozproszone jednak, oddziałując na błonę radiograficzną, powoduje dodatkowe jej zaczernienie, w wyniku czego kontrast radiologiczny obiektu pogarsza się. małym kontrastem radiologicznym obiektu charakteryzują się materiały o dużym współczynniku rozproszenia promieniowania. promieniowanie rozproszone promieniowanie rozproszone powstaje w badanym obiekcie, obok niego, za nim, w kasetach, okładkach ołowianych, ekranie i innych przedmiotach znajdujących się obok badanego elementu. oddziałując na błonę, powoduje pogorszenie ostrości i kontrastu obrazu radiograficznego. występowanie promieniowania rozproszonego powinno być sprawdzane przez zastosowanie ołowianej litery b umieszczonej na kasecie radiograficznej po stronie przeciwnej do strony źródła promieniowania [1]. jeżeli na wywołanym radiogramie widoczny jest jasny obraz litery b, to zastosowana technika radiograficzna nie eliminuje promieniowania rozproszonego od obiektów znajdujących się poza błoną, takich jak ściana czy podłoga. należy więc zastosować np. płytę ołowianą umieszczoną za błoną. w celu zabezpieczenia przed promieniowaniem rozproszonym można zastosować osłony i kolimatory, które mają ograniczać szerokość wiązki promieniowania do badanego obszaru [2]. rozwiązania te dotyczą ochrony przed promieniowaniem rozproszonym powstającym na zewnątrz badanego obiektu. jeżeli jednak promieniowanie rozproszone powstaje w samym obiekcie badanym, trudno jest je wyeliminować. wpływ promieniowania rozproszonego na powstanie obrazu radiograficznego jest bardzo istotny. podstawową wadą tego promieniowania jest zmniejszenie kontrastu i ostrości uzyskiwanego obrazu i związane z tym pogorszenie wykrywalności niezgodności [3]. osoby wykonujące badania radiograficzne muszą uwzględniać wpływ promieniowania rozproszonego, a co za tym idzie – planowanie odpowiednich technik badań radiograficznych, dobór energii źródła promieniowania, okładek wzmacniających, a także istnieje konieczność korygowania czasów ekspozycji. 36 przegląd spawalnictwa 8/2012 promieniowanie rozproszone jest związane ze zjawiskami fizycznymi, które zostaną przedstawione w tym artykule. miejsca powstawania promieniowania rozproszonego rozproszenie wewnętrzne – rozproszenie występujące w badanym elemencie (rys. 1). promieniowanie to nie wytwarza obrazu użytecznego na błonie, lecz stanowi szkodliwe tło promieniowania, które powoduje dodatkowe, w miarę równomierne zaczernienie błony [4]. promieniowanie to zaciemnia obraz krawędzi, otworów i innych szczegółów badanego elementu. wpływ promieniowania rozproszonego na jakość uzyskanego obrazu radiograficznego zależy m.in. od energii promieniowania pierwotnego. im większa jest energia promieniowania pierwotnego, tym większa część promieniowania rozpraszana jest w kierunku wiązki pierwotnej. promienie rozproszone we wszystkich kierunkach powodują równomierne dodatkowe zaczernienie błony. przy użyciu promieniowania twardego kierunek promieni rozproszonych jest zbliżony do kierunku padania promieni pierwotnych, a nie powoduje więc znacznego pogorszenia kontrastu i ostrości obrazu radiograficznego. na rysunku 2 przedstawiono wpływ grubości badanego elementu oraz energii promieniowania pierwotnego (ir 192, cs137, co 60) na wielkość promieniowania rozproszonego. widać, że rozproszenie maleje ze wzrostem energii promieniowania pierwotnego, jednak wielkość tego rozproszenia jest zawsze duża. wielkość promieniowania rozproszenia rośnie wraz z grubością badanego elementu oraz zależy od gęstości materiału. rozproszenie promieniowania jest tym mniejsze im gęstość materiału jest większa [4]. rozproszenie boczne – jest to rozproszenie promieniowania od ścian lub obiektów znajdujących się w sąsiedztwie badanego elementu lub od jego części. promienie wnikają z boku do badanego elementu. promieniowanie boczne pogarsza ostrość oraz kontrast obrazu radiograficznego (rys. 3). rozproszenie wsteczne – jest to rozproszenie promieniowania od powierzchni lub obiektów znajdujących się bezpośrednio za badanym elementem (rys. 4). rozproszenie wsteczne powoduje pogorszenie ostrości i kontrastu obrazu radiograficznego, a także powstawanie na radiogramie dodatkowych obrazów wad pozornych. oddziaływania fizyczne osłabienie promieniowania przy przejściu przez materię jest wynikiem przede wszystkim wzajemnie niezależnych procesów, tj. efektu fotoelektrycznego, efektu comptona i zjawiska tworzenia par. rys. 1. rozproszenie wewnętrzne promieniowania [4] fig. 1. internal radiation scattering [4] rys. 4. rozproszenie wsteczne promieniowania [4] fig. 4. backscattering of the radiation [4] grubość stali w sp ół cz yn ni k w zr os tu pr om ie ni ow an ia β wiązka pierwotna podłoga lub ściana błotna badany element rys. 2. współczynnik wzrostu promieniowania w zależności od energii promieniowania i grubości stali [4] fig. 2. the coefficient of radiation increase, depending on radiation energy and steel thickness [4] rys. 3. rozproszenie boczne promieniowania [4] fig. 3. side scattering of the radiation [4] 37przegląd spawalnictwa 8/2012 efekt fotoelektryczny – rodzajem oddziaływania w zakresie niższych energii promieniowania rentgenowskiego (rys. 5). elektron jest wybijany przez padający foton z powłoki atomu. jego energia zostaje przekazana elektronowi – częściowo na pokonanie energii wiązania oraz częściowo w postaci energii kinetycznej. foton znika wtedy. energia kinetyczna elektronu zostaje natomiast zużyta na jonizację i wzbudzanie spotykanych atomów. efekt fotoelektryczny bezpośrednio nie generuje promieniowania rozproszonego, jednak może wywoływać wtórne promieniowanie fotoluminescencyjne [3]. puste miejsca, jakie zostają po wybitych elektronach, są zapełniane przez elektrony z wyższych pasm energetycznych, w wyniku czego powstają fotony promieniowania o energii równej różnicy poziomów, między którymi następuje przejście elektronu. promieniowanie to nie ma istotnego znaczenie dla promieniowania rozproszonego, które jest rejestrowane poza obiektem na błonie, ponieważ ma małą energię i jest szybko wchłaniane przez najbliższe otoczenie. efekt fotoelektryczny nie przyczynia się więc do generowania promieniowania rozproszonego i w tym sensie jest nieszkodliwy dla badań radiograficznych [3]. efekt comptona – w średnim i wyższym zakresie energii promieniowania dominującym rodzajem oddziaływania jest efekt comptona. polega on na wybiciu elektronu z zewnętrznej powłoki atomu kosztem części energii fotonu. foton nie znika całkowicie, zmienia swój kierunek i energię. energie wiązania elektronów w zewnętrznych powłokach atomu są bardzo małe w porównaniu z energią fotonu zanikającego. można więc przyjąć, że rozpraszanie następuje na swobodnych elektronach i energia fotonu rozproszonego jest mniejsza od energii fotonu zanikającego o wartość równą energii kinetycznej wybitego elektronu [3]. w miarę przechodzenia promieniowania rozproszonego przez materię przedłuża się jego wzajemne oddziaływanie z elektronami materii, pojawiają się fotony wtórnego i wielokrotnego rozpraszania. oddziaływanie fotonów promieniowania rozproszonego z materią zwykle kończy się fotoefektem [4]. zjawisko comptona powoduje, że część promieniowania pierwotnego przemienia się w promieniowanie bardziej miękkie, o różnych długościach fal, skierowane w różnych kierunkach, czyli w promieniowanie rozproszone [4]. na rysunku 6 przedstawiono rozkład kierunkowy promieni rozproszonych we współrzędnych biegunowych w zależności od ich energii pierwotnej. odległość poszczególnych punktów na krzywych od punktu 0 jest proporcjonalna do natężenia promieni rozproszonych w danym kierunku. miękkie promienie są silnie rozpraszane we wszystkich kierunkach. natężenie promieni rozproszonych w kierunku wiązki pierwotnej i w przeciwnym jest prawie dwa razy większe niż w kierunkach prostopadłych. większa część promieniowania jest rozpraszana w kierunku wiązki pierwotnej wtedy, kiedy twardsze jest promieniowanie pierwotne. promieniowanie rozproszone w różnych kierunkach jest niepożądane, gdyż powoduje pogorszenie ostrości i kontrastu obrazu radiograficznego. rozpraszanie comptona prowadzi do dużych zmian zarówno energii, jak i kierunku fotonów padających. efekt comptona jest głównym źródłem promieniowania rozproszonego w przemysłowych badaniach radiograficznych. zjawisko tworzenia par – polega na całkowitej zamianie energii fotonu padającego na wytworzenie pary cząstek elektron-pozyton oraz na energię kinetyczną obu tych cząstek (rys. 7). zjawisko takie może zajść w silnym polu elektrycznym w pobliżu jądra atomowego pod warunkiem, że energii fotonu wystarczy na wytworzenie pary cząstek elektron-pozyton [3]. w wyniku opisanego procesu foton zanika, natomiast dwie pozostałe cząstki rozbiegają się w różnych kierunkach, unosząc ze sobą energię kinetyczną. prawdopodobieństwo powstania par wzrasta ze wzrostem energii fotonów, jednak efekt ten staje się dominujący dopiero przy energiach rzędu kilku mev. wynika więc z tego, że efekt ten nie występuje wcale lub ma bardzo małe znaczenie w badaniach radiograficznych wykonywanych za pomocą lamp rentgenowskich lub źródeł promieniowania gamma. ma natomiast znaczenie w badaniach wykonywanych za pomocą źródeł wysokoaktywnych, takich jak: betatrony czy akceleratory liniowe. rys. 5. efekt fotoelektryczny [3] fig. 5. photoelectric effect [3] rys. 6. rozkład kierunkowy promieni rozproszonych w zjawisku comptona dla różnych energii fotonu: a) 4,5 mev, b) 0,6 mev, c) 5 kev [4] fig. 6. directional distribution of scattered rays for campton effect for different photon energy: a) 4,5 mev, b) 0,6 mev, c) 5 kev [4] a) b) c) 38 przegląd spawalnictwa 8/2012 rys. 8. względny udział poszczególnych procesów oddziaływania promieniowania elektromagnetycznego z materią: i – przewaga zjawiska fotoelektrycznego, ii – przewaga zjawiska – comptona, iii – przewaga zjawiska tworzenia par [4] fig. 8. relative participation of particular electromagnetic interaction processes with matter: i – photoelectric effect domination, ii compton effect domination, iii – pair-production effect domination [4] względny udział poszczególnych procesów oddziaływania promieniowania elektromagnetycznego z materią w sposób istotny zależy od liczby atomowej materiału (rys. 8). w warunkach przemysłowych przy prześwietlaniu wyrobów ze stali, metali lekkich lub materiałów wysokopolimerowych główny udział w osłabianiu promieniowania ma zjawisko rozproszenia comptona [4]. we wszystkich przypadkach oddziaływania promieniowania elektromagnetycznego z materią, końcowym efektem jest uwalnianie elektronów, a więc jonizacja materii. uwolniony z dostatecznie dużą energią kinetyczną elektron wywołuje dalsze jonizacje. pojedyncza jonizacja wywołana przez foton właściwie nie ma znaczenia w porównaniu z jonizacją wywołaną wtórnie przez uwolnione elektrony. promieniowanie elektromagnetyczne nie jonizuje bezpośrednio, lecz pośrednio za pomocą wtórnych elektronów. praktyczne skutki promieniowania rozproszonego najpoważniejszą wadą występowania promieniowania rozproszonego jest obniżenie kontrastu radiograficznego uzyskiwanego na błonie radiograficznej. błona radiograficzna powinna być osłaniana przed działaniem promieniowania rozproszonego, które znacznie pogarsza jakość obrazu radiograficznego. osłanianie polega na umieszczeniu za układem błona – okładka ekranu: ołowianego o grubości g ≥ 1 mm lub cynowego o grubości g ≥ 1,5 mm [5]. występowanie promieniowania rozproszonego powinno być sprawdzane w przypadku każdego nowego układu badawczego z zastosowaniem ołowianej litery b, umieszczonej bezpośrednio za każdą kasetą, o wysokości co najmniej 10 mm i grubości min. 1,5 mm. jeżeli obraz tej litery na radiogramie jest jasny, to radiogram charakteryzuje się niską jakością (dużym zadymieniem) i powinien być odrzucony. jeżeli obraz litery jest ciemny lub niewidoczny, to radiogram dobrze zabezpieczono przed działaniem promieniowania rozproszonego i powinien być zaakceptowany. badania laboratoryjne w laboratorium badań nieniszczących przeprowadzono badania wpływu promieniowania rozproszonego na jakość obrazu radiograficznego. wpływ promieniowania rozproszonego od obiektów znajdujących się poza błoną na jakość obrazu na radiogramie wykonano badania radiograficzne dla następującego elementu: płyta stalowa (oznaczona jako próbka nr 1 o grubości 15 mm, odległość źródło – błona (ogniskowa) f = 700 mm, błona d5 kodak t200, czas ekspozycji 3,40 min, parametry ekspozycji: 200 kv, 4 ma – aparat rentgenowski icm site xs. badanie wykonano na podłożu z betonu na próbce nr 1, umieszczając za błoną płytę ołowianą (rys. 9). po obróbce fotochemicznej uzyskano obraz na radiogramie o gęstości optycznej d = 2,6. widoczny jest ciemny obraz litery b (zastosowana technika eliminuje promieniowanie rozproszone). rys. 9. schemat badania próbki nr 1 fig. 9. specimen no 1 testing scheme rys. 7. schemat tworzenia pary elektron-pozyton w polu elektrycznym jądra atomowego [3] fig. 7. creation scheme of the pair of electrons-the positron in the electric field of the atom [3] 39przegląd spawalnictwa 8/2012 próbkę nr 2 umieszczono bezpośrednio na podłożu z betonu – zgodnie z rysunkiem 10. po obróbce fotochemicznej uzyskano obraz na radiogramie o gęstości optycznej d = 4,1. widoczny jest jasny obraz litery b (zastosowana technika nie eliminuje promieniowania rozproszonego). niezgodności w obliczeniach czasów ekspozycji badano wpływ promieniowania rozproszonego na jakość obrazu na radiogramie przy zastosowaniu różnych układów badań zgodnie z normą pn en 1435. próbkę płyty umieszczono na wysokości 1 m od podłoża. zastosowano układ badań wg pn en 1435 (rys. 11). po obróbce fotochemicznej uzyskano obraz na radiogramie o gęstości optycznej d = 2,2. wykonano badania radiograficzne dla następującego elementu: rura stalowa ø168x7,5 (oznaczona jako próbka nr 4), o grubości 7,5 mm, odległość źródło – błona (ogniskowa) f = 700 mm, błona d5 kodak t200, czas ekspozycji 3,40 min, parametry ekspozycji: 200 kv, 4 ma – aparat rentgenowski icm site xs. zastosowano układ badań przedstawiony na rysunku 12 (technika ekspozycji przez 2 ścianki) – pn en 1435. po obróbce fotochemicznej uzyskano obraz na radiogramie o gęstości optycznej d = 1,5. wnioski przy prześwietleniu płyty stalowej o tej samej grubości 15 mm oraz wykonywaniu prześwietlenia przy zastosowaniu tych samych parametrów, dla próbki nr 1 uzyskano gęstość optyczną d = 2,6, natomiast dla próbki nr 2 uzyskano gęstość optyczną d = 4,1. w przypadku pierwszym występuje ciemny obraz litery b, natomiast w drugim – jasny obraz litery b. w przypadku drugim zastosowana technika nie eliminuje promieniowania rozproszonego od obiektów znajdujących się poza błoną, np. podłogi betonowej. aby uzyskać odpowiednią jakość obrazu na radiogramie, należy zastosować płytę ołowianą umieszczoną za błoną. przy prześwietlaniu próbki nr 3 – płyty stalowej o grubości 15 mm zastosowano układ badań na rysunku 11 (pn en 1435) i próbki nr 4 – rury ø168x7,5 (grubość prześwietlana wynosi 15 mm) zastosowano układ badań wg rysunku 12 (pn en 1435). dla płyty uzyskano gęstość optyczną d = 2,2, a dla rury d = 1,5. w przypadku badania rury ze stożka wiązki wychodzi prawie całe promieniowanie rozproszone w pierwszej ściance, która znajduje się w pobliżu źródła promieniowania. promieniowanie to nie dociera do filmu i nie wpływa nazaczernienie radiogramu. różnica w gęstości optycznej wynosi ok. 35% przy tej samej grubości prześwietlanej, ale przy innych układach badań. aby uzyskać prawidłowy obraz na radiogramie, należałoby zwiększyć czas ekspozycji o ok. 35% w układzie badań nr 13 (metoda obwodowa – prześwietlanie przez dwie ścianki) pn-en 1435. z wyników badań widać, że wpływ promieniowania rozproszonego na wyniki obliczeń czasów ekspozycji jest dość duży, a brak jego uwzględnienia może doprowadzić do znaczących błędów w ekspozycji radiogramów rys. 10. schemat badania próbki nr 2 fig. 10. specimen no 2 testing scheme rys. 11. schemat badania próbki nr 3 fig. 11. specimen no 3 testing scheme rys. 12. schemat badania próbki nr 4 fig. 12. specimen no 4 testing scheme 40 przegląd spawalnictwa 8/2012 podsumowanie w wyniku badań przeprowadzonych w laboratorium zwrócono szczególną uwagę na dwa ważne w praktyce skutki występowania promieniowania rozproszonego: – wyeliminowanie promieniowania rozproszonego od obiektów znajdujących się poza błoną, jak podłoga czy ściana, np. przez zastosowanie płyty ołowianej umieszczonej za błoną, – korekcję czasów ekspozycji dla różnych technik radiograficznych. literatura [1] pn-en 444 badania nieniszczące. ogólne zasady radiograficznych badań materiałów metalowych za pomocą promieniowania x i gamma. [2] nondestructive testing handbook, vol. 4, radiographic testing, american society for nondestructive testing 2002. [3] mackiewicz s.: promieniowanie rozproszone i jego rola w badaniach radiograficznych. krajowa konferencja badań radiograficznych popów 2010. [4] jezierski g.: radiografia przemysłowa. wydawnictwa naukowo-techniczne, warszawa 1993. [5] pn-en 1435 badania nieniszczące złączy spawanych. badania radiograficzne złączy spawanych. [6] czuchryj j., dębski e.: badania złączy spawanych według norm europejskich. biuro gamma, warszawa 2000. ps 001 2016 www.pdf 51przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 ocena wytrzymałościowa stali mostów historycznych  w świetle badań nieniszczących strength assessment of structural steels in historic bridges by ndt dr inż. janusz hołowaty, dr hab. inż. bernard wichtowski – zachodniopomorski uniwersytet technologiczny w szczecinie. autor korespondencyjny/corresponding author: jah@wp.pl streszczenie przeanalizowano właściwości wytrzymałościowe stali 30 mostów, wyznaczone dwoma sposobami. sposobem bezpośrednim, polegającym na przeprowadzeniu badań niszczących 35 elementów konstrukcyjnych z 22 mostów oraz sposobem pośrednim nieniszczącym – poprzez badania twardości metodą brinella 41 elementów z 27 mostów. dwadzieścia badanych mostów wybudowano w drugiej połowie xix wieku, a pozostałe dziesięć w xx wieku. ocenę wytrzymałościową stali obiektów historycznych przeprowadzono w zależności od zawartości węgla w ich składach chemicznych. wyznaczono zmodyfikowane współczynniki obliczeniowe ułatwiające określanie granicy plastyczności reb sposobem nieniszczącym. słowa kluczowe: most stalowy; stal historyczna; twardość brinella; wytrzymałość stali abstract tensile properties of steel in 30 bridges, determined in two ways, are presented. by the direct way, conducting destructive testing on 35 structural members from 22 bridges and by the indirect way – developing brinell hardness testing to 41 members from 27 bridges. twenty tested bridges were constructed in the second half of xix century and the remaining ten were constructed in xx century. the strength assessment of historic steels is carried out taking into account the carbon content according to chemical analysis. modified coefficients for easy estimation of a yield strength reb are determined. keywords:  steel bridge; historic steel; brinell hardness; strength of steel wstęp przy ocenie starych stalowych obiektów budowlanych należy dokładnie rozpoznać gatunek stali w celu oszacowania jej parametrów wytrzymałościowych. stosuje się dwa sposoby określania parametrów wytrzymałościowych: bezpośredni na podstawie próby statycznego rozciągania próbek pobranych z konstrukcji lub pośredni na podstawie pomiarów twardości brinella [1,2]. gdy brak jest możliwości pobrania próbek z istniejącej konstrukcji do niszczących badań wytrzymałościowych, jesteśmy zmuszeni do korzystania z nieniszczących pomiarów twardości [3]. ten sposób pomiaru umożliwia pozyskanie stosunkowo dużej liczby wyników oraz umożliwia łatwą kontrolę jednorodności użytych gatunków stali zastosowanych do budowy obiektu. dotyczy to w szczególności mostów remontowanych lub modernizowanych (rys. 1). w mostach z rysunku 1, w chwili obecnej, konstrukcje poszczególnych przęseł są wykonane z czterech gatunków stali o zróżnicowanych właściwościach wytrzymałościowych [4,5]. według wycofanej normy pn-h-04357:1993 [6], metoda nieniszcząca szacowania parametrów wytrzymajanusz hołowaty, bernard wichtowski przeglad welding technology review rys. 1. mosty kolejowe o zróżnicowanych gatunkach stali: a) most z roku 1873 na linii nr 353, nad zbiornikiem pakoskim koło miejscowości janikowo [4], b) most z roku 1875 na linii nr 273, nad wartą w kostrzynie nad odrą [5] fig. 1. railroad bridges with differentiated steel grades a) bridge from year 1873 on railroad line n° 353 over the pakoski reservoir near janikowo [4], b) bridge from year 1875 on railroad line n° 273 over the warta river in kostrzyn over the oder [5] 52 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 łościowych na podstawie twardości stali jest metodą przybliżoną (orientacyjną) i stosowaną w przypadkach, gdy nie można z badanego elementu pobrać próbki na rozciąganie [7÷9]. stosowano ją tylko za zgodą zamawiającego. celem artykułu jest oszacowanie przydatności tej nieniszczącej metody do identyfikacji parametrów wytrzymałościowych stali starych mostowych obiektów historycznych o zróżnicowanych składach chemicznych i zróżnicowanych parametrach mechanicznych. jest to najczęściej stal niewiadomego pochodzenia o pozanormatywnych właściwościach. pośrednie wyznaczanie  wytrzymałości stali w 1900 r. august brinell, szwedzki inżynier metalurg, podał dla stali węglowych, niehartowanych, zależność fenomenologiczną między wytrzymałością na rozciąganie rm i twardością hb równą [10]: rm = 0,347•hb•9,81 = 3,404 hb inni autorzy, w wyniku licznych badań, podali następujące zależności: – stal o twardości 125 < hb < 175 → rm ≈ 0,343•9,81•hb = 3,365•hb – stal o twardości hb > 175 → rm ≈ 0,362•9,81•hb = 3,551•hb autorzy artykułu [8] dla polskiej stali gatunku st3s, 10ha i 18g2, o twardościach hb = 133÷153, uzyskali poniższe zależności średnie wyznaczone na drodze regresji liniowej: rm = 3,315 hb, re = 2,305 hb, przy α = re/rm = 0,695 normy [2,6] podają zależności (1) w postaci ogólnego wzoru: rm = am hb gdzie: współczynnik am zależy od stosunku granicy plastyczności reh do wytrzymałości na rozciąganie rm, czyli reh/rm. ze wzrostem tego stosunku od 0,5 do 0,9 współczynnik am zmniejsza się w przybliżeniu od 3,53 do 3,33. w normie [2] podano porównanie twardości hb i wytrzymałości na rozciąganie rm w zależności od trzech zakresów stosunku α = reh/rm = poniżej 0,65; od 0,65 do 0,80 i powyżej 0,80. zamieszczono także wartości średnie wytrzymałości na rozciąganie przy współczynniku am = 3,37, których przyjmowanie zaleca się, gdy nie jest znany stosunek α = reh/rm. w publikacjach [7,8] dla badanych trzech gatunków stali współczesnych uzyskano prawie jednakowe wartości α = 0,710; 0,705 i 0,695 dla stali o zawartości węgla około 0,16÷0,18%. różnica między wartościami obliczeniowej granicy plastyczności tych stali nie przekraczała 4%, natomiast wytrzymałości na rozciąganie 10%. w stalach elementów mostów historycznych występuje bardziej zróżnicowany skład chemiczny i właściwości mechaniczne. oznacza to, że porównywanie zależności między twardością a wytrzymałością rm wg pozycji [7,8] z danymi dla stali obiektów historycznych jest trudniejsze. próbę takiego szacowania przedstawiono w [11]. stale w elementach starych mostów charakteryzują się większą niejednorodnością wytrzymałości niż stale produkowane współcześnie. właściwości stali starych mostów podczas ekspertyz technicznych przebadano stale 30 mostów, dla których ustalono ich rok budowy. zestawienie tych obiektów w układzie chronologicznym ich powstania przedstawiono w tablicach i i ii [12]. dwadzieścia mostów zostało wybudowanych w drugiej połowie xix wieku, a pozostałe 10 w xx wieku. w tablicy i podano skład chemiczny stali 24 elementów konstrukcyjnych z analizowanych obiektów. w 17 przypadkach skład chemiczny określono metodą spektrometryczną, a w 7 przypadkach metodą „mokrą”. łatwo zauważyć duży rozrzut zawartości poszczególnych pierwiastków w badanych stalach. zawartość trzech podstawowych pierwiastków wynosi: węgla od 0,016 do ok. 0,30%, manganu od 0,24 do 1,64%, a krzemu od 0,00 do 0,911%. powyższe wartości pierwiastków stopowych stali świadczą, że wszystkie mosty z drugiej połowy xix wieku zostały wykonane ze stali zlewnej nieznanego gatunku, a stale mostów xx wieku z gatunku: st37•21, st34•12, st52, st3m i 18g2a. uzyskane duże zróżnicowanie zawartości węgla, w stalach przedmiotowych mostów, świadczy o ich zróżnicowanych właściwościach wytrzymałościowych i technologicznych (rys. 2 wg [13]). wytrzymałość i twardość rosną ze wzrostem zawartości węgla, natomiast ciągliwość, odporność na pękanie, podatność na odkształcenia plastyczne, spawalność i skrawalność – maleją (tabl. ii). węgiel jest pierwiastkiem najmocniej zwiększającym wytrzymałość oraz twardość i głównie w tym celu był stosowany w stali. 1) 2) 3) 4) rys. 2. wpływ zawartości węgla na właściwości mechaniczne stali niestopowej fig. 2. effect of carbon content on mechanical properties of nonalloy steel 53przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 numer  mostu rok  budowy zawartość pierwiastka [%] c mn si p s cu cr ni al 1 1857 0,035 0,450 0,001 0,022 0,011 0,033 0,000 0,156 0,008 2 1873 0,130 0,535 0,010 0,048 0,032 – – – – 3 1875 0,045 0,538 0,000 0,017 0,025 0,178 0,020 0,104 0,000 4 1875 0,233 0,685 0,178 0,036 0,041 0,140 0,019 0,045 0,000 5 1875 0,299 0,984 0,182 0,020 0,028 0,158 0,019 0,033 0,000 6 1875 0,258 0,591 0,192 0,026 0,043 0,241 0,025 0,136 0,000 7 1875 0,138 1,085 0,911 0,024 0,043 0,441 0,021 0,066 0,005 8 1875 0,147 1,409 0,803 0,035 0,042 0,459 0,033 0,081 0,005 9 1876 0,042 0,425 0,000 0,037 0,021 0,050 0,000 0,000 0,001 10 1879 0,06 0,28 0,24 0,044 0,030 – – – 11 1879 0,07 0,24 0,20 0,101 0,033 – – – – 12 1879 0,08 0,29 0,20 0,090 0,042 – – – – 13 1882 0,030 0,319 0,004 0,031 0,024 0,051 0,010 0,037 0,002 14 1882 0,033 0,497 0,000 0,041 0,017 0,206 0,013 0,017 0,000 15 1885 0,074 0,390 0,000 0,028 0,015 0,126 0,000 0,030 0,007 16 1885 0,177 0,736 0,000 0,035 0,072 0,100 0,000 0,030 0,003 17 1887 0,028 0,516 0,000 0,062 0,025 0,051 0,000 0,042 0,004 0,037 0,528 0,000 0,088 0,042 0,051 0,000 0,035 0,003 18 1888 0,038 0,357 0,000 0,011 0,023 0,202 0,000 0,112 0,007 19 1888 0,078 0,323 0,000 0,028 0,032 0,027 0,000 0,030 0,092 0,031 0,370 0,000 0,100 0,027 0,008 0,000 0,031 0,016 20 1890 0,033 0,756 0,001 0,033 0,013 0,033 0,000 0,160 0,006 0,016 0,644 0,000 0,040 0,016 0,029 0,000 0,170 0,007 21 1907 0,20 0,48 0,02 0,019 0,024 – – – – 0,142 0,333 0,012 0,051 0,051 0,066 0,268 0,220 0,006 22 1925 0,15 0,43 0,01 0,045 0,034 – – – – 23 1928 0,196 1,250 0,378 0,022 0,016 0,063 0,223 0,001 0,002 24 1935 0,060 0,470 0,006 0,035 0,016 0,040 0,050 0,051 0,003 25 1935 0,150 0,390 0,006 0,015 0,032 0,110 0,030 0,050 0,001 26 1935 0,140 0,540 0,006 0,044 0,038 0,140 0,020 0,010 ślad 27 1938 0,084 0,460 0,045 0,006 0,026 0,156 0,018 0,031 0,035 28 1950 0,18 1,23 0,31 0,050 0,019 – – – – 29 1983 0,140 0,676 0,169 0,011 0,021 0,039 0,022 0,021 0,068 30 1995 0,154 1,640 0,362 0,020 0,024 0,071 0,054 0,041 0,042 tablica i. skład chemiczny stali jednego mostu drogowego (nr 1) i 29 mostów kolejowych table i. chemical composition of steel of a road bridge (n° 1) and 29 railway bridges 54 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 rys.  3. wykresy rozciągania 18 próbek stali mostów nr 3, 4 i 5 (c = 0,045%; c = 0,233% i c = 0,300 %) fig. 3. tensile curves of 18 specimens of steel from bridges 3, 4 and 5 (c = 0.045%; c = 0.233% and c = 0.300%) uzyskane wyniki badań stali 33 elementów analizowanych 30 mostów przedstawiono w tablicy ii. uzyskano duży rozrzut wyników wartości reh i rm. granica plastyczności reh wynosi od 218 do 380 mpa (mosty nr 20 i 23), a granica wytrzymałości na rozciąganie rm od 350 do 587 mpa (mosty nr 10 i 23). jednocześnie współczynnik α = reh/rm jest zróżnicowany od 0,58 do 0,79 (mosty nr 5 i 11). procentowe zróżnicowanie powyższych wartości w odniesieniu do wartości minimalnej wynosi reh – 74,3%, rm – 78,2% i α – 36,2%. graficzne zobrazowanie zależności α od zawartości węgla przedstawiono na rysunku 4. rys. 4. wartości α w zależności od zawartości węgla dla 25 elementów fig. 4. the value of α depending on the carbon content for 25 elements w tablicy ii oprócz wyników badań statycznego rozciągania próbek z 22 elementów konstrukcyjnych z 19 mostów, przedstawiono również ich wyniki z badań twardości metodą brinella. badania przeprowadzono twardościomierzem typ b3cs w tzw. warunkach standardowych, a ich średnie wyniki z co najmniej trzech pomiarów podano w kolumnie 7 tablicy ii. zachowano oznaczenie twardości jako hb, a nie hbw wg pn-en iso 6506, ponieważ jako wgłębnik stosowano kulkę stalową, a nie z węglika spiekanego. używano kulki stalowej d = 5 lub 10 mm, przy obciążeniu p = 7350 lub 29430 n, utrzymywanym przez t = 15 s. dla wyznaczonych twardości hb stali próbek z poszczególnych mostów, w zależności od ø odcisku, określano z normy wytrzymałości na rozciąganie rmb (kol. 8, tabl. ii). dla badanych mostów obliczone wartości współczynnika am, ze wzoru (1), = rmb/hb, przyjmują wartości od 3,356 do 3,328 i różnią się od wartości 3,404 jedynie o -1,41 i -2,23%. oznacza to, że również określone wartości rm i rmb różnią się nieznacznie. granica wytrzymałości rmb wynosi od 345 do 604 mpa (mosty nr 21 i 23) i różni się od granicznych wartości rm jedynie o -1,43 i +2,90%. trudności występują przy określaniu wartości reb = α•rmb, z uwagi na znaczną rozpiętość, dla omawianych mostów, wartości α = 0,58 ÷ 0,79 (por. tabl. ii). zróżnicowane wartości α uzależnione są od zawartości węgla wg rysunku 4. w artykule [3] podano, dla stali w elementach starych mostów, wartości współczynnika αb w funkcji zawartości węgla, wg poniższych zależności: c < 0,02% → αb = 0,64 c = 0,02÷0,05% → αb = 0,70 c = 0,05÷0,10% → αb = 0,75 c = 0,10÷0,15% → αb = 0,69 c = 0,15÷0,20% → αb = 0,65 c = 0,20÷0,28% → αb = 0,64 c > 0,28% → αb = 0,60 przyjmując współczynniki αb z kolumny 9 tablicy ii, obliczono wartości granicy plastyczności reb, zamieszczone w kolumnie 10. wartości reb wynoszą od 244 do 380 mpa (mosty nr 21 i 22 oraz 23) i różnią się od granicznych wartości reh o +11,9 i 0%. natomiast dla poszczególnych mostów wartości skrajne ilorazu reb/reh wynoszą 0,84 i 1,15 (mosty nr 20 i 22 oraz 27). 5) właściwości wytrzymałościowe i plastyczne stali 22 mostów określono na podstawie badań statycznego rozciągania próbek (rys. 3). natomiast wytrzymałość na rozciąganie rm stali 8 mostów określono na podstawie pomiarów twardości brinella, próbek wyciętych z elementów do badań chemicznych. poza tym w 9 mostach, w przypadku 10 elementów, oprócz badań próbek z materiału w stanie aktualnym, czyli zestarzonym samorzutnie, badano próbki poddane dodatkowemu wyżarzaniu normalizacyjnemu (wartość w nawiasach). próbki te wygrzewano w temperaturze 930 °c przez jedną godzinę i studzono na powietrzu. uzyskuje się w tym przypadku najmniejszą możliwą wielkość ziarna. określone parametry mechaniczne tych próbek są porównywalne z właściwościami stali w fazie dostawy, czyli z okresu budowy mostu. 55przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 numer  mostu rok  budowy c [%] reh [mpa] rm [mpa] α = reh/ rm twardość brinella stali reh reb rm rmbhb rmb αb reb 1 1857 0,035 114 383 0,70 268 – – 2 1873 0,130 271 393 0,69 113 387 0,70 271 1,00 1,02 3 1875 0,045 253 376 0,67 111 375 0,70 262 0,97 1,00 4 1875 0,233 318 510 0,62 146 488 0,62 307 1,04 1,05 5 1875 0,299 322 560 0,58 160 537 0,58 311 1,04 1,04 6 1875 0,258 343 (337) 548 (543) 0,63 (0,62) 152 (151) 507 (504) 0,63 (0,63) 319 (317) 1,08 (1,06) 1,08 (1,08) 7 1875 0,138 380 548 0,69 152 509 0,70 356 1,07 1,08 8 1875 0,147 376 (365) 558 (554) 0,67 (0,66) 159 (160) 531 (537) 0,67 (0,67) 356 (360) 1,06 (1,01) 1,05 (1,03) 9 1876 0,042 327 421 0,78 122 406 0,78 317 1,03 1,04 10 1879 0,06 273 350 0,78 – – – – – – 11 1879 0,07 294 370 0,79 – – – – – – 12 1879 0,08 304 396 0,77 – – – – – – 13 1882 0,030 305 (265) 389 (376) 0,78 (0,71) 121 (114) 404 (383) 0,70 (0,70) 283 (268) 1,08 (0,99) 0,96 (0,98) 14 1882 0,033 – – – 118 395 0,70 276 – – 15 1885 0,074 – – – 111 375 0,75 281 – – 16 1885 0,177 – – – 143 479 0,65 311 – – 17 1887 0,028 252 (260) 381 (388) 0,66 (0,67) 116 (126) 389 (418) 0,70 (0,70) 272 (292) 0,93 (0,89) 0,98 (0,93) 0,037 259 (285) 387 (408) 0,67 (0,70) 121 (132) 405 (441) 0,70 (0,70) 283 (308) 0,92 (0,93) 0,96 (0,93) 18 1888 0,038 – – – 110 367 0,70 257 – – 19 1888 0,078 – – – 124 412 0,75 309 – – 0,031 – – – 121 405 0,70 283 – – 20 1890 0,033 258 372 0,69 123 409 0,70 286 0,90 0,91 0,016 218 (258) 359 (373) 0,61 (0,69) 117 (115) 392 (386) 0,64 (0,64) 251 (247) 0,87 (1,04) 0,92 (0,97) 21 1907 0,20 283 420 0,67 111 375 0,65 244 1,16 1,12 0,142 298 425 0,70 102 345 0,78 269 1,11 1,23 22 1925 0,15 244 (325) 376 (448) 0,65 (0,72) 98 (109) 339 (378) 0,72 (0,72) 244 (272) 1,00 (1,19) 1,11 (1,19) 23 1928 0,196 371 587 0,63 179 604 0,63 380 0,98 0,97 24 1935 0,060 – – – 129 430 0,63 271 – – 25 1935 0,150 268 (289) 423 (440) 0,63 (0,66) 121 (116) 426 (408) 0,63 (0,63) 268 (257) 1,00 (1,12) 0,99 (1,08) 26 1935 0,140 262 386 0,68 112 378 0,65 246 1,06 1,02 27 1938 0,084 220 (275) 356 (376) 0,62 (0,73) 107 (106) 362 (357) 0,70 (0,70) 253 (250) 0,87 (1,10) 0,98 (1,05) 28 1950 0,18 363 585 0,62 174 583 0,63 367 0,99 1,00 29 1983 0,140 286 (328) 430 (456) 0,67 (0,72) 118 (121) 396 (426) 0,70 (0,70) 277 (298) 1,03 (1,10) 1,09 (1,07) 30 1995 0,154 – – – 170 569 0,63 358 – – tablica ii. parametry mechaniczne stali mostów z xix i xx wieku table ii. mechanical properties of steel from xixth and xxth century bridges 56 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 podsumowanie w obecnych stalach konstrukcyjnych zawartość węgla wynosi od 0,16 do 0,18% [7÷9], natomiast w stalach elementów przedmiotowych mostów od 0,016 do 0,30%. tak znaczne zróżnicowanie procentowej zawartości węgla (prawie dziewiętnastokrotne) oraz znaczna liczba badanych elementów (42) pozwoliła wyznaczyć zróżnicowane wartości współczynnika αb = re/rm wykorzystywanego przy szacowaniu wytrzymałości stali na podstawie twardości. słuszność takiego postępowania potwierdzają wartości granicy plastyczności reh uzyskane z badań statycznego rozciągania stali i z badań twardości hb. występujące maksymalne różnice wynoszą (po odrzuceniu dwóch wartości skrajnych) od -10 do +12%, duże zróżnicowanie zawartości węgla w stalach mostowych pozwoliło ocenić jego wpływ na właściwości badanych stali (tabl. ii). wytrzymałość i twardość zwiększają się wraz ze wzrostem zawartości węgla w stali. przy ocenie właściwości mechanicznych stali obiektów historycznych sposobem pośrednim poprzez badanie twardości brinella, należy uwzględnić wpływ zawartości węgla w jej składzie chemicznym. literatura [1] pn-en iso 6892-1:2010 metale próba rozciągania część 1: metoda badania w temperaturze pokojowej. [2] pn-en iso 6506-4:2014 metale pomiar twardości sposobem brinella część 4: tablice wartości twardości. [3] b. wichtowski, j. hołowaty: analiza właściwości materiałowych i spawalności stali zlewnej mostów kolejowych, inżynieria i budownictwo, lxix(5), s. 247-251, 2013. [4] b. wichtowski, j. hołowaty: ocena właściwości stali konstrukcyjnych modernizowanego mostu na linii kolejowej nr 353, inżynieria i budownictwo, lxx(8), s. 429-434, 2014. [5] j. hołowaty, b. wichtowski: problemy spawalnicze przy modernizacji starych mostów kolejowych, przegląd spawalnictwa, vol. 87(5), s. 45-51, 2015. [6] pn-h-04357:1993 stal i staliwo tablice porównawcze twardości określonej sposobem rockwella, vickersa, brinella, shore’a i wytrzymałości na rozciąganie. [7] j. dudkiewicz, b. gosowski: wykorzystanie nieniszczących badań twardości do oceny wytrzymałości stali w konstrukcjach budowlanych, inżynieria i budownictwo, lxii(1), s. 49-55, 2006. [8] b. gosowski, p. organek, m. redecki: bezpośrednie i pośrednie wyznaczanie wytrzymałości obliczeniowej stali w konstrukcjach budowlanych, materiały budowlane, 499(3), s. 56-59, 2014. [9] a. biegus, j. dudkiewicz, o. kozioł, p. organek: ocena wytrzymałości obliczeniowej dawnych stali na podstawie pomiarów twardości brinella inżynieria i budownictwo, lxxi(10), s. 520-524, 2015. [10] s. błażewski, j. mikoszewski: pomiary twardości metali, wnt, warszawa, 1981. [11] j. dudkiewicz, b. gosowski, p. organek: assessing the strength and weldability of historic structural steel, civil and environmental engineering reports, vol. 18(3), s. 33-42, 2015. [12] b. wichtowski: badania parametrów mechanicznych stali w istniejących konstrukcjach stalowych, xxxi ogólnopolskie wppk naprawy i wzmocnienia konstrukcji budowlanych, tom iii, szczyrk 2016. [13] m. blicharski: inżynieria materiałowa. stal, wnt, warszawa, 2004. ps 8 2016 www.pdf 25przegląd  spawalnictwa       vol. 88 8/2016 własności napoin na narzędziach rolniczych the properties of welds on agricultural implements prof. dr hab. inż. andrzej ambroziak; dr inż. piotr białucki; dr inż. artur lange; dr inż. adam kurzawa; dr inż. marcin kaszuba   – politechnika wrocławska; mgr inż. dominik janicki – agro//selnet. autor korespondencyjny/corresponding author: artur.lange@pwr.edu.pl streszczenie przedmiotem badań były napawane ostrza narzędzi maszyn rolniczych do uprawy gleby. w metodzie napawania płomieniowego użyto proszku stopowego na osnowie niklu w mieszaninie z różną zawartością proszku węglika wolframu. badania polegały na wykonaniu pomiarów twardości, makro i mikrostruktury, analizy chemicznej napoiny i podłoża. w wyniku przeprowadzonych badań stwierdzono, że podczas napawania zachodzi częściowe rozpuszczanie się ziaren węglika wolframu w osnowie, co powoduje wzrost twardości warstwy. ponadto, nie stwierdzono niekorzystnych zmian obniżenia twardości w stali w wyniku oddziaływania ciepła napawania. twardość stali przed napawaniem wynosiła 36 hrc, a w strefie swc 38-56 hrc. badania metalograficzne ujawniły, że materiał proszku do napawania bardzo dobrze zwilża powierzchnie stali bez jej nadtopienia, w wyniku czego tworzy się z podłożem wyraźnie widoczna strefa dyfuzji. słowa kluczowe: napawanie, modyfikacja powierzchni, napawanie narzędzi abstract the subject of the study were surfaced blade tools of agricultural machinery for soil preparation. in the flame surfacing method was used alloy powder matrix of nickel in a mixture with different contents of tungsten carbide powder. the research involved making a measurement of hardness, macro and microstructure, chemical analysis of the deposit and the substrate. the results showed that while surfacing, partial dissolution of tungsten carbide grains in the matrix, which increases the hardness of the layer. in addition, no adverse changes to reduce the hardness of the steel by the heat surfacing. the hardness of the steel before hardfacing was 36 hrc, while in the zone swc 38-56 hrc. metallographic examination revealed that the powder during surfacing well wets the surfaces without melting the steel, thereby forming a substrate diffusion zone clearly visible. keywords: pad welding, surface modification, hardfacing of tools wstęp produkcja maszyn rolniczych należy obecnie do jednej z najszybciej i najbardziej dynamicznie rozwijających się branż w polsce. wiąże się to ze znacznym podniesienie jakości i innowacyjności krajowych maszyn rolniczych [12]. nowoczesne maszyny rolnicze stawiają wysokie wymagania narzędziom służącym do uprawy gleby celem zapewnienia niezawodnej i długotrwałej pracy. redliczki, stopki, noże, lemiesze itp. podlegają bardzo intensywnemu zużyciu w kontakcie z różnym materiałem ściernym zawartym w uprawianej glebie. obecnie często stosowanym materiałem na te narzędzia są trudnościeralne stale niskostopowe typu hardox 400 [8,9], hardox 500 [7,10], które wykazują wysokie właściwości wytrzymałościowe i ścierne, szczególnie w trudnych warunkach eksploatacji erozyjno-tribologicznej. stosując te stale należy zwrócić uwagę na oddziaływanie ciepła spawania/napawania tych stali [6], powodujące rozpuszczanie się wydzieleń węglikowych [9] i powodujące istotne obniżenie twardości stali nawet do 23 hrc [7]. efektem tych niekorzystnych zmian jest zmniejszenie odporności na zużycie ścierne stali hardox do poziomu, jaki w tych samych warunkach wykazuje stal s700mc [8], która jest zalecana jako wariant bardziej ekonomicznego andrzej ambroziak, piotr białucki, artur lange, adam kurzawa, marcin kaszuba, dominik janicki rozwiązania. na narzędzia rolnicze stosowana jest też stal węglowa z dodatkiem boru gat. b27 [7], zaliczana do grupy stali odpornych na ścieranie, a której właściwości istotnie zależą od struktury po obróbce cieplnej [11]. celem zwiększenia odporności na ścieranie ostrzy narzędzi urabiających glebę proponuje się zabiegi cieplnochemiczne, np. borowanie [1] lub różne metody spawalnicze napawania twardymi spoiwami [2,3,4,5,9]. warstwa borków na powierzchni ostrza zwiększyła trwałość narzędzia ponad trzykrotnie w porównaniu do części oryginalnej [1]. podobny, trzyczterokrotny wzrost trwałości narzędzi uzyskano również znacznie tańszymi niż borowanie spawalniczymi metodami napawania zarówno metodami łukowymi jak i gazowymi, w przypadku napawania laserowego nawet pięciokrotny [4]. narzędzia rolnicze z napawanymi ostrzami można znaleźć już w ofertach handlowych firm [13]. w przedstawionej pracy zaprezentowano wyniki badań właściwości napoin wykonanych metodą gazową z proszków stopowych na osnowie niklu zmieszanych z proszkiem węglika wolframu. warstwy napawano na podłoże stalowe, którego skład chemiczny przedstawiono w tabeli i. przeglad welding technology review 26 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 8/2016 zawartość pierwiastków stopowych w % c mn si p si cr ni  mo v w cu al co 0,41 0,74 0,27 0,014 0,006 0,82 0,16 0,15 0,016 0,016 0,18 0,026 0,005 tablica i. wyniki spektralnej analizy chemicznej stali napawanego narzędzia table i. chemical composition of modified steel tool napawanie wykonano na stali w stanie ulepszonym cieplnie do twardości 36 hrc. na rysunku 1a przedstawiono wyniki pomiaru twardości napawanego narzędzia, na którym widać, że w części stali pod warstwą nie tylko nie nastąpiło zmiękczenie materiału od ciepła procesu napawania, lecz nastąpił wzrost twardości do ok. 56 hrc. daje to korzystny układ współpracy twardej warstwy na sztywnym twardym podłożu stalowym pod działaniem obciążeń podczas urabiania gleby. do napawania zastosowano mieszaninę proszku stopowego na osnowie niklu z różną ilością proszku węglika wolframu i różną wielkością cząstek węglika.   a) rys. 1. struktura ostrza narzędzia agregatu rolniczego z napoiną rozkład twardości w materiale stali. traw. 2% nitalem, pow. 5x. fig. 1. structure of the tool tip agricultural unit of welds the distribution of hardness in the steel material. etched 2% nital, magn. 5x. na rysunku 2 przedstawiono warstwę o grubości 0,8 mm zawierającą cząstki węglika o wielkości ok. 0,25 mm. warstwa wykazuje wyraźną porowatość, a ponadto tuż przy podłożu widoczny jest pas metalu osnowy będący strefą reakcji (rozpuszczania, dyfuzji ) stali i osnowy warstwy. średnią twardość w poszczególnych obszarach próbki przedstawiono na rysunku 2d. na rysunku 3 przedstawiono warstwę o grubości 0,4 mm zawierającą cząstki węglika o wielkości 0,06 mm z większą ilością węglika niż w warstwie poprzedniej.   a)   b)   c)   d) rys. 2.  struktura i twardość materiałów w obszarze ostrza napawanego płomieniowo proszkiem stopowym na osnowie niklu z dodatkiem ziaren węglika wolframu; a) makrostruktura, b) ziarna wc, c) osnowa napoiny, d) rozkład twardości, e) linia wtopienia, f) warstwa i stal. traw. 2% nitalem. pow. 50x i 500x fig. 2. the structure and hardness of the material of the blade hard surfaced with the flame using the alloy nickel based powder containing tungsten carbide grains; a) macrostructure, b) wc particle, c) matrix of layer, d) hardness distribution, e) fusion line, f) layer and steel. etch. 2% nital. magn. 50x and 500x   e)   f)   a)   b)   c)   d)   e)   f) rys.  3.  struktura i twardość materiałów w obszarze ostrza napawanego płomieniowo proszkiem stopowym na osnowie niklu z dodatkiem ziaren węglika wolframu; a) makrostruktura, b) osnowa napoiny, c) ziarno wc, d) rozkład twardości, e) linia wtopienia, f) stal. traw. 2% nitalem. pow. 50 i 500x fig. 3. the structure and hardness of the material of the blade hard surfaced with the flame using the alloy nickel based powder containing tungsten carbide grains; a) macrostructure, b) matrix of layer, c) wc particle, d) hardness distribution, e) fusion line, f) steel. etch. 2% nital. magn. 50x and 500x w warstwie występują drobne pory oraz lokalnie pęknięcia poprzeczne (rys. 3 b). osnowę warstwy stanowi stop o właściwościach wskazujących na podatność do przetapiania. wartości średnie zmierzonych twardości poszczególnych obszarów próbki przedstawiono na rysunku 3d. twardość podłoża stalowego wynosi ok. 571 hv1, twardość osnowy warstwy wynosi ok. 661 hv1, a cząstki węglika mają twardość ok. 1493 hv1. wygląd odcisków z pomiarów twardości pokazano na rysunku 3b,c,e,f. jak można zauważyć z tych rysunków, wokół odcisków materiał warstwy uległ spękaniu, co może świadczyć o tym, że warstwa nie została całkowicie przetopiona. natomiast w poprzedniej warstwie pokazanej na rysunku 2 takich pęknięć nie stwierdzono. 27przegląd  spawalnictwa       vol. 88 8/2016 wyniki analizy metalograficznej z mikroskopu elektronowego przedstawione na rysunku 4 pokazują rozkład poszczególnych pierwiastków i udział ich w poszczególnych obszarach analizowanej warstwy napawanej. rysunek 4a przedstawia linowy rozkład pierwiastków od osnowy niklowej aż do materiału podłoża oraz punktową analizę węglika warstwy przedstawionej na rysunku 2 wynika z niej obecność niewielkiej grubości (około 20μm) strefy dyfuzyjnej na granicy warstwa podłoże. natomiast rysunek 4b przedstawia analizę linową oraz punktową warstwy przedstawionej na rysunku 3. analiza ta wskazuje na częściowe rozpuszczenie węglika w osnowie.   a)   b) rys. 4. mikrofotografia sem i analiza xrd napoin fig. 4. microphotography sem and xrd analysis of layers literatura [1] bartkowski d., a. młynarczak, m. gościański, the effect of diffusion boriding on durability of the agricultural tools used in the soil. archiwum technologii maszyn i automatyzacji, 2012, vol. 32, nr 4. [2] rybacki p., wzmocnić lemiesz i redlicę. http://agro-technika.pl/archiwa/ wzmocnic-lemiesz-i-redlice/. 2015-08-26. [3] rybacki p., redlice i lemiesze. czterokrotnie trwalsze po napawaniu. http://www.agropolska.pl/technika-rolnicza/transport/redlice-ilemiesze-czterokrotnie-trwalsze-po-napawaniu,16,3.html 2015-08-26. [4] selech j., m. paczkowska, g. kinal, b. baran, w. chruscinski, the comparison of effects of thermal spraying eutalloy 10112 and laser alloying with silicon nitride of cast iron outmost disk coulter. journal of research and applications in agricultural engineering 2015, vol. 60(1) [5] dudziak b., m. gościański. wpływ wybranych parametrów laserowego napawania proszku stopów metali na stal typu c45 w aspekcie zmian twardości napoiny. journal of research and applications in agricultural engineering. 2012, vol. 57(1). [6] dudziński w., ł. konat, g. pękalski. structural and strength characteristics of wear-resistant martensitic steels. archives of foundry engineering. 2008, v o l . 8 (2) pp. 2 1 26. [7] kostencki p., b. łętkowska, r. nowowiejski. polowe badania odporności na zużycie ścierne lemieszy płużnych wykonanych ze stali z dodatkiem boru. tribologia, 2013, nr 3. s. 49-79. [8] zdravecká e., tkáčová j., ondáč m., effect of microstructure factors on abrasion resistance of highstrength steels. res. agr. eng., 2014, vol. 60, s. 115–120. [9] adamiak m., j. górka, t. kik. comparison of abrasion resistance of selected constructional materials. journal of achievements in materials and manufacturing engineering. 2009, vol. 37 (2). pp. 375-380. [10] dorota kapcińska-popowska. porównawcze badania zużycia ściernego nowej generacji stali hardox 500 i materiałów powszechnie stosowanych. journal of research and applications in agricultural engineering” 2011, vol. 56(1). [11] frydman, s. , łętkowska, b. odporność na kruche pękanie współczesnych stali niskowęglowych z borem. górnictwo odkrywkowe. 2011 | r. 52, nr 3-4 | 17-24. [12] http://automatykaonline.pl/. 2015-10-07. [13] http://www.agroselnet.pl/. 2015-10-07. wnioski na podstawie przeprowadzonych badań próbek stalowych z nałożonymi twardymi warstwami można wyciągnąć następujące wnioski: – napawanie gazowe stali niskostopowej w stanie ulepszonym cieplnie nie tylko nie spowodowało obniżenia twardości w materiale rodzimym, ale częściowo nawet doszło do podhartowania materiału w obszarze pod warstwą. twardość stali pod warstwami wynosi od 571 hv1 do 672 hv1, co stanowi dobre podłoże dla twardej kruchej warstwy podczas pracy narzędzia w warunkach eksploatacyjnych. – materiał osnowy warstwy dobrze zwilża cząstki węglika tworząc zwartą napinę odporną na wykruszanie się twardych cząstek podczas zużycia ściernego, jakie występuje przy uprawie gleby. – w warstwach napawanych zawierających duże ziarna węglika zaobserwowano większą porowatość niż w warstwach z mniejszymi ziarnami. w warstwach zawierających drobne cząstki węglika zaobserwowano nieliczne pęknięcia, które nie powinny mieć negatywnego wpływu na pracy narzędzia przy uprawie gleby. – mikroanaliza rentgenowska xrd wykazała obecność warstwy dyfuzyjnej pomiędzy napoiną a podłożem co świadczy o silnym metalicznym połączeniu obu materiałów istotnym dla zapewnienia dużej trwałości narzędzi. 201311_pspaw_4ju5.pdf 64 przegląd spawalnictwa 11/2013 zygmunt mikno zbigniew bartnik wiesław derlukiewicz szymon kowieski zgrzewanie garbowe w obliczeniach metodą elementów skończonych projection welding by finite elements method  calculation r inż ygm nt ikno mgr inż szymon owie ki – instytut spawalnictwa, gliwice, dr inż igniew artnik dr inż ieław erl kiewicz – politechnika wrocławska. a tract the article presents the results of the optimisation of projection welding of 1.5 mm thick dx53 steel grade sheets (incomplete projection) carried out with the help of a pneumatic electrode pressure system. the research-related fem calculations were made using the sorpas software. welding process pre-set parameters were changed in a wide range of a) welding current (8ka 12ka), electrode pressure force (110dan 440dan) (from 50% to 200% of the nominal value); welding time being 300ms. the results obtained, depending on the pre-set parameters (welding current, electrode pressure force) are presented in the form of tables as well as the images of temperature distribution and of the weld nugget graphic analysis. the presentation of the results was prepared using the statistica data analysis software. stre zczenie w artykule przedstawiono wyniki optymalizacji procesu zgrzewania garbowego blach (garb niepełny) dla materiału dx53 i grubości 1,5 mm. przeprowadzono obliczenia mes z wykorzystaniem oprogramowania sorpas. dokonano zmian parametrów zadanych procesu zgrzewania w szerokim zakresie tj. prądu zgrzewania od 8 do 12 ka, siły docisku elektrod od 110 do 440 dan (od 50% do 200% wartości nominalnej) i czasu zgrzewania 300 ms. uzyskane wyniki przedstawiono w formie tabelarycznej, obrazów rozkładu temperatury i analizy graficznej wielkości jądra zgrzeiny od parametrów zadanych (prąd zgrzewania, siła docisku elektrod) wykorzystując oprogramowanie do analizy danych statistica. t p zgrzewanie garbowe ze względu na możliwość równoczesnego uzyskiwania kilku czy kilkunastu zgrzein w jednym cyklu zgrzewania, szczególnie w elementach o złożonych kształtach (nierzadko różniących się właściwościami fizycznymi) znajduje szerokie zastosowanie w obecnych technikach wytwarzania konstrukcji. poprawny dobór parametrów zgrzewania (prądu i czasu jego przepływu oraz siły docisku) jest szczególnie ważny ze względu na specyfikę odkształcania się garbu szczególnie niepełnego (w zgrzewaniu blach) podczas tworzenia połączenia zgrzewanego od którego oczekujemy zadowalających właściwości wytrzymałościowych. jak wykazuje przeprowadzona analiza mes ukierunkowana na proces tworzenia się zgrzeiny garbowej, bardzo istotna jest siła docisku zgrzewania, która przy niedostatecznej wartości prowadzi do wyprysku ciekłego metalu z jądra tworzonej zgrzeiny, a zbyt duża uniemożliwia uzyskanie wymaganej średnicy jądra zgrzeiny której wskaźniki wytrzymałościowe dalekie są od oczekiwanych. w oparciu o wyniki analiz numerycznych mes oraz weryfikacji eksperymentalnej, wskazana jest korekta wstępnych parametrów zgrzewania (zalecanych przez źródła literaturowe) prowadząca do uzyskiwanie połączeń garbowych o wysokich wskaźnikach wytrzymałościowych. 65przegląd spawalnictwa 11/2013 odel o liczeniowy s model obliczeniowy zgrzewania garbowego z wymiarami garbu, siatką elementów skończonych oraz program zgrzewania (parametry technologii) dla blach gatunku dx53 o grubości 1,5 mm przedstawiono odpowiednio na rysunkach 1 i 2. ry 1 model obliczeniowy mes zgrzewania garbowego blach ig 1 projection welding fem calculation model do obliczeń zastosowano oprogramowanie sorpas [1] w oparciu o model 2d z ok. 1500 stopni swobody. program sorpas umożliwiał przeprowadzenie wielu analiz sprzężonych w tym analiz elektrycznych, termiczno-metalurgicznych oraz mechanicznych. w oparciu o normy i zalecenia przyjęto standardowe parametry zgrzewania i typ garbu [2, 3]: – natężenie prądu 10 ka, – czas przepływu prądu slop 60 ms + 240 ms, – siła docisku elektrod p = 220 dan, – garb typu c [4]. dla przyjętych parametrów nominalnych natężenia prądu i siły docisku przeprowadzono szerszą analizę procesu zgrzewania dla zakresu prądów zgrzewania od 8 do 12 ka (8, 9, 10, 11, 12 ka) oraz siły docisku elektrod w zakresie od 110 do 440 dan, tj. od 50% do 200% wartości nominalnej siły (110, 165, 220, 330, 440 dan). parametry i wynik w o licze s w tablicy i zestawiono parametry procesu zgrzewania dla garbu niepełnego typu c, wytłoczonego w blasze (dx53), o grubości zgrzewanych elementów 2 x 1,5 mm. obliczenia zostały przeprowadzone dla pola parametrów: – prąd zgrzewania i = 8,0 / 9,0 / 10,0 / 11,0 / 12,0 ka, – siła docisku elektrod p = 110 / 165 / 220 / 330 / 440 dan (tj. 50 / 75 / 100 / 150 / 200% nominalnej siły docisku), – czasu zgrzewania 60 (slop) + 240 ms (razem 300 ms, analiza dla czasów 0 / 50 / 100 / 150 / 200 / 250 / 300 ms) w kolumnie a zamieszczono wyniki dotyczące różnych analizowanych wartości siły docisku. kolumna ta została podzielona na pięć części od a1 do a5 gdzie zamieszczono odpowiednio parametry i wyniki obliczeń dla: – część a1 – siła docisku 110 dan, – część a2 – siła docisku 165 dan, – część a3 – siła docisku 220 dan, – część a4 – siła docisku 330 dan, – część a5 – siła docisku 440 dan. w kolumnie b zamieszczono wyniki dotyczące charakteru budowy (pełne, pierścieniowe) i wielkości (średnicy) jądra zgrzeiny. odpowiednim kolorem zaznaczono charakter przebiegu procesu i efekt finalny, w postaci jądra zgrzeiny, dla wybranych czasów zgrzewania: – kolumna b1 – czas zgrzewania 50 ms, – kolumna b2 – czas zgrzewania 100 ms, – kolumna b3 – czas zgrzewania 150 ms, – kolumna b4 – czas zgrzewania 200 ms, – kolumna b5 – czas zgrzewania 250 ms, – kolumna b6 – czas zgrzewania 300 ms, w tablicy iib zamieszczono różne (rozróżniane) kategorie zgrzeiny końcowej: – jądro pełne, zgrzewanie bez wyprysku, średnica jądra zgrzeiny powyżej 6 mm – kolor zielony, – jądro pełne, bez wyprysku, średnica jądra zgrzeiny ry 2 zastosowany w obliczeniach program zgrzewania garbowego z dociskiem pneumatycznym. parametry przyjęte do obliczeń: wartości prądu zgrzewania 8, 9, 10, 11, 12 ka, czas zgrzewania 300 ms (60 ms slop + 240 ms) i siła docisku (110, 165, 220, 330 i 440 dan) ig 2 projection welding programme with pneumatic pressure used in calculations. parameters adopted for calculations: welding current values of 8, 9, 10, 11 and 12 ka, welding current of 300 ms (60 ms slop + 240 ms) and pressure force (110, 165, 220, 330 and 440 dan) 66 przegląd spawalnictwa 11/2013 ta lica i wyniki obliczeń mes i parametry zadane dla garbu niepełnego typu c (dx53 x 2, grubość 1,5 mm) ta le i. fem calculation results and parameters pre-set for incomplete projection of type c (dx53 x 2, thickness 1.5 mm) 67przegląd spawalnictwa 11/2013 ta lica ii wyniki zbiorcze obliczeń mes dla garbu niepełnego (dx53 x 2, grubość 1,5 mm, garb c) ta le ii overall fem calculation results for incomplete projection (dx53 x 2, thickness 1.5 mm, projection c) ry 3 proces tworzenia złącza garbowego (rozkład temperatury) z dociskiem pneumatycznym dla wybranych czasów przepływu prądu zgrzewania (0, 50, 100, 150, 200, 250 i 300 ms), prądu zgrzewania 10,0 ka, i siły docisku a) 110 dan, b) 165 dan, c) 220 dan, d) 330 dan, e) 440 dan ig 3 process of projection joint formation (temperature distribution) with pneumatic pressure for selected welding current flow times (0, 50, 100, 150, 200, 250 and 300 ms), welding current 10.0 ka, and pressure force a) 110 dan, b) 165 dan, c) 220 dan, d) 330 dan, e) 440 dan powyżej 5 mm i poniżej 6 mm – kolor żółty, – jądro pełne, bez wyprysku, średnica jądra zgrzeiny poniżej 4 mm – kolor niebieski, – zgrzeina pierścieniowa – kolor brązowy, – zgrzeina z zarejestrowanym w oprogramowaniu sorpas wypryskiem ciekłego metalu – kolor czerwony. w kolumnie c zamieszczono zadany w obliczeniach mes prąd zgrzewania w zakresie 8÷12ka. kolumna d zawiera informacje o czasie wystąpienia wyprysku, który był wyznaczany w czasie obliczeń mes w oprogramowaniu sorpas. oprogramowanie rozróżnia trzy poziomy intensywności wyprysku – low (niski), middle (średni) i high (wysoki). w przeprowadzonych wszystkich obliczeniach zjawisko wyprysku miało charakter o najniższym nasileniu tj. low. w kolumnie e zamieszczono informacje o czasie przejścia jądra zgrzeiny z pierścieniowego w pełny. kolumna f zawiera dodatkowo informacje o uzyskanej objętości roztopionego metalu tj. jądra zgrzeiny. w przypadku niewielkiej ilości roztopionego metalu (kilka mm3) świadczy to o braku utworzenia jądra o poprawnej (akceptowalnej) wielkości. z uwagi na prowadzenie obliczeń dla stałego czasu zgrzewania (300 ms) i różnych parametrów zadanych, w kolumnie g zamieszczono czas w którym uzyskiwana jest nominalna średnica jądra 6 mm. jako nadrzędne kryterium oceny przebiegu procesu zgrzewania przyjęto w kolejności: – wyprysk ciekłego metalu z jądra zgrzeiny (kolor czerwony), – budowę zgrzeiny jako pierścieniowej uzyskiwaną na koniec procesu (kolor brązowy), – jądro pełne o średnicy powyżej 6 mm (kolor zielony), – jądro pełne o średnicy powyżej 5 mm i poniżej 6 mm (kolor żółty), – jądro poniżej średnicy 4 mm (kolor niebieski) 68 przegląd spawalnictwa 11/2013 w tablicy ii, w części a zamieszczono końcowe wyniki obliczeń mes dla siły docisku w zakresie 110÷440 dan, prądu zgrzewania 8÷12 ka i czasu zgrzewania 300 ms. w części b zamieszczono rozróżnialne w czasie analizy różne kategorie zgrzeiny końcowej. wyniki zestawione w tablicy ii stanowiły dane źródłowe do prezentacji graficznej wielkości średnicy jądra zgrzeiny w zależności od prądu zgrzewania i siły docisku przedstawionych na rysunkach 4 i 5. na rysunku 3 przedstawiono natomiast proces tworzenia złącza garbowego w postaci obrazów rozkładu temperatury dla wybranych czasów przepływu prądu zgrzewania (0÷300 ms), siły docisku (110÷440 dan) i prądu zgrzewania o wartości 10 ka. przedstawione przykładowe (rys. 3) obrazy analizy mes tworzenia zgrzeiny garbowej (dla prądu zgrzewania 10 ka) uwidaczniają wpływ siły docisku na przebieg tworzenia się zgrzeiny garbowej. pojawiające się niepożądane wypryski ciekłego metalu z jądra zgrzeiny mają miejsce przy niższych wartościach siły docisku tj. 110, 165 i 220 dan. wyprysk nie pojawia się przy wyższych wartościach siły docisku 330 i 440 dan, jednak dla wartości siły 440 dan już na początku procesu następuje bardzo znaczne odkształcenie garbu, a w konsekwencji nie uzyskuje się wymaganej średnicy zgrzeiny (ok. 6 mm) przez cały czas przepływu prądu (300 ms). widoczne są również na obrazach mes fazy procesu zgrzewania w których następuje charakterystyczne przejście z pierścieniowego topienia materiałów łączonych w pełne jądro zgrzeiny. wartość siły docisku przy którym nie występują wypryski ciekłego metalu i uzyskuje się założoną średnicę jadra zgrzeiny (ok. 6 mm) po upływie czasu zgrzewania 190 ms, to wartość 330 dan. ra czna prezentac a wynik w dla gar niepełnego zebrane wyniki analizy mes zamieszczone w tablicy ii, zostały zaprezentowane w formie graficznej w postaci przestrzennych rysunków 4 i 5. do utworzenia wykresów (3d) wykorzystano oprogramowania statistica www.statistica.pl [5]. naniesienie kolorowych płaszczyzn na rysunki 4 i 5 miało na celu przejrzyste zaznaczenie obszarów parametrów zgrzewania umożliwiających: – uzyskanie jądra zgrzeiny większego od 6 mm bez wystąpienia wyprysku ciekłego metalu (kolor płaszczyzny zielony), – uzyskanie jądra zgrzeiny w przedziale 5÷6 mm bez wystąpienia wyprysku ciekłego metalu (kolor płaszczyzny – żółty), – wyprysk ciekłego metalu z jadra zgrzeiny (kolor płaszczyzny – czerwony), – obszar tworzenia się zgrzeiny pierścieniowej (kolor płaszczyzny – beżowy/brązowy). przykładowe ze tawienia wynik w s dla gar niepełnego i pełnego dla porównania przeprowadzono również obliczenia mes dla garbu pełnego o tych samych wymiarach zewnętrznych i dla tego samego materiału zgrzewanego. ry 4 zależność średnicy jądra zgrzeiny od siły docisku (110-440 dan) i prądu zgrzewania (8-12 ka) dla garbu niepełnego (materiał zgrzewany blacha dx53 x 2, grubość 1,5 mm x 2, statistica – typ wygładzania: waflowe). a) dane wyjściowe (statistica), b) dane z zaznaczonymi obszarami obrazujące poprawną wielkości jadra (6 mm, 5 mm) oraz niezgodności w postaci wyprysków ig 4 dependence of weld nugget diameter on pressure force (110-440 dan) and welding current (8-12 ka) for incomplete projection (material being welded: sheet dx53 x 2, thickness 1.5 mm x 2, statistica – smoothing type: wafer). a) output data (statistica), b) data with marked areas showing correct weld nugget size (6 mm, 5 mm) and imperfections (spatters) 69przegląd spawalnictwa 11/2013 ry 5 zależność średnicy jądra zgrzeiny od siły docisku (110-440 dan) i prądu zgrzewania (8-12 ka) dla garbu niepełnego (materiał zgrzewany blacha dx53 x 2, grubość 1,5 mm x 2, statistica – typ wygładzania: najmniejszych kwadratów ważone odległościami): a) dane wyjściowe (statistica), b) dane z zaznaczonymi obszarami ujmujące poprawną wielkości jadra (6 mm, 5 mm) oraz niezgodności w postaci wyprysków lub jądra pierścieniowego ig 5 dependence of weld nugget diameter on pressure force (110-440 dan) and welding current (8-12 ka) for incomplete projection (material being welded: sheet dx53 x 2, thickness 1.5 mm x 2, statistica – smoothing type: the-least-squares distance-weighted smoothing): a) output data (statistica), b) data with marked areas showing correct weld nugget size (6 mm, 5 mm) and imperfections (spatters or ring-like weld nugget) analiza procesu zgrzewania dla garbu pełnego, podobnie jak niepełnego, jest również zagadnieniem bardzo złożonym i wymaga szerszego wyjaśnienia. ciekawa i zarazem istotna z punktu widzenia przebiegu procesu i wyniku końcowego w postaci utworzonego jądra jest analiza rozkładu temperatury. przedstawione na rysunku 6 porównanie obrazów rozkładu temperatury dla garbu pełnego wskazują takry 6 wymiary i usytuowanie jądra zgrzeiny uzyskanej przy użyciu tych samych parametrów podczas zgrzewania garbu niepełnego (a) i garbu pełnego (b) ig 6 dimensions and location of weld nugget obtained using the same parameters during welding an incomplete projection (a) and complete projection (b) że na niebezpieczeństwo nieuzyskania założonych wskaźników wytrzymałościowych. przy zastosowaniu tych samych parametrów zgrzewania jak dla garbu niepełnego, możliwe jest uzyskanie zbyt małej średnicy jądra zgrzeiny, a jego usytuowanie może być nieznacznie oddalone od powierzchni stykających się blach łączonych co skutkuje brakiem połączenia. 70 przegląd spawalnictwa 11/2013 nio ki w oparciu o przedstawioną analizę należy stwierdzić, że dobór poprawnych parametrów w procesie zgrzewania garbowego garbów niepełnych, bez dodatkowego wspomagania w postaci modelowania numerycznego mes, jest trudny do jednoznacznego ustalenia. do analizy przyjęto rozszerzony zakres parametrów znacząco przekraczający zalecany zakres parametrów nominalnych (i=10 ka, p=220 dan, t=240 ms, uznawanych jako najkorzystniejsze warunki zgrzewania i zalecany w literaturze spawalniczej) odnoszącesię do garbu niepełnego typu c i grubości blach1,5 mm gatunku dx53. wyniki w postaci rozkładu temperatury obszaru zgrzewania w procesie tworzenia połączeń garbowych dla przyjętej wartości prądu 10 ka, czasów zgrzewania 0, 50, 100, 150, 200, 250 i 300 ms i sił docisku z przedziału 110÷440 dan, pozwalają zaobserwować warunki sprzyjające występowaniu niepożądanemu zjawisku wyprysku metalu z jądra zgrzeiny oraz niedostatecznej średnicy jądra a także połączenia o charakterze zgrzeiny pierścieniowej analiza umożliwia utworzenie wykresów przestrzennych w których w sposób bardzo przejrzysty widoczne są obszary charakteryzują się: – poprawnym zbiorem parametrów końcowych: – klasa a, ø > 6 mm (płaszczyzna koloru zielona), – klasa b, 6 > ø > 5 mm (płaszczyzna koloru żółtego), – występowaniem niezgodności: – zgrzeina pierścieniowa (płaszczyzna koloru brązowego), – wyprysk metalu jądra zgrzeiny (płaszczyzna koloru czerwonego). literat ra [1] http://sorpas.com/ [2] papkala h.: zgrzewanie oporowe metali, wydawnictwo kabe krosno 2003. [3] papkala h.: wytyczne doboru właściwej technologii zgrzewania punktowego, garbowego i liniowego blach w oparciu o właściwości fizyczne metali. instytut spawalnictwa gliwice. 1990. [4] poradnik inżyniera, spawalnictwo tom 1, 2 wnt warszawa 2005. [5] www.statistica.pl artykuł zawiera wyniki prac badawczych finansowanych ze środków narodowego centrum nauki realizowanych w ramach projektu przez instytut spawalnictwa oraz politechnikę wrocławską i politechnikę warszawską w latach 2011-2013. www.expowelding.pl kontakt tel. +48 32 788 75 06 fax +48 32 788 75 03 expowelding@exposilesia.pl tereny targowe expo silesia ul. braci mieroszewskich 124 41-219 sosnowiec czołowe targi spawalnicze w środkowej europie musisz tu być! międzynarodowe targi spawalnicze zarezerwuj swój czas aby uczestniczyć w targach expowelding 14 – 16 października 2014 s o s n o w i e c • najważniejsze targi spawalnicze w europie środkowo wschodniej • międzynarodowe grono profesjonalistów • nowości i premiery prezentowane przez wystawców • prestiżowa konferencja instytutu spawalnictwa ps 11 2016 www.pdf 18 przegląd  spawalnictwa vol. 88 11/2016 wykorzystanie metod nieniszczących   do oceny połączeń klejowych stosowanych   w budowie nowoczesnych pojazdów szynowych use of non-destructive methods for assessing the adhesive joints used in construction of modern railway vehicles dr inż. jakub kowalczyk, dr inż. wojciech sawczuk, dr inż. dariusz ulbrich – politechnika poznańska autor korespondencyjny/corresponding author: dariusz.ulbrich@put.poznan.pl streszczenie w referacie zaprezentowano możliwości zastosowania metod nieniszczących, w szczególności metody ultradźwiękowej do oceny jakości połączeń klejowych stosowanych w budowie nowoczesnych pojazdów szynowych. w pierwszej kolejności przedstawiono charakterystykę i zastosowanie samych połączeń klejowych. w dalszej części przedstawiono ogólną charakterystykę metod oceny jakości tych połączeń z podziałem na metody nieniszczące oraz metody niszczące. szczególny nacisk położono na ultradźwiękową metodę oceny połączeń klejowych ze względu na jej potencjalną możliwość wykorzystania we współczesnym przemyśle. w pracy przedstawiono również aparaturę ultradźwiękową wykorzystywaną do badań połączeń klejowych znajdujących zastosowanie we współczesnych pojazdach szynowych oraz przykładowe wyniki badań połączenia dwóch stalowych elementów za pomocą żywicy epoksydowej. słowa kluczowe: badania nieniszczące; pojazdy szynowe; połączenia klejowe abstract in this paper the possibility of using non-destructive methods, in particular ultrasonic method to evaluate the quality of adhesive joints used in the construction of modern railway vehicles was presented. in the first place, the characterization and use of an adhesive joints was presented. next, the general characteristics of methods for assessing the quality of these connections divided on the non-destructive and destructive methods was shown. particular emphasis was placed on the ultrasonic method for assessing the adhesive joints because of its potential ability to use in today’s industry. in the article was also shown an apparatus for ultrasonic testing of adhesive joints applicable in modern railway vehicles and results obtained during the test of connection of two metal parts with epoxy resin. keywords:  non-destructive testing; railway vehicles; adhesive joints wstęp obserwując współczesne pojazdy szynowe, wyraźnie widać trend do zwiększania się udziału połączeń klejowych w ich budowie. stopniowo odchodzi się od połączeń klasycznych, np. spawanych, czy zgrzewanych na korzyść połączeń adhezyjnych. wynika to przede wszystkim z ich licznych zalet i niewielkich ograniczeń. podstawowe zalety połączeń klejowych, które przyczyniają się do dynamicznego wzrostu ich zastosowania to obniżenie kosztów produkcji i uszczelnienie konstrukcji, brak konieczności posiadania specjalistycznych uprawnień przez pracowników wykonujących połączenia. kleje doskonale tłumią drgania i jednocześnie zapewniają równomierny rozkład naprężeń w połączeniu w przeciwieństwie do np. połączeń zgrzewanych. główne ograniczania w zastosowaniu połączeń klejowych to przede wszystkim konieczność przestrzegania wysokiego reżimu technologicznego oraz niższa, niż w przypadku połączeń spawanych wytrzymałość mechaniczna. jednym jakub kowalczyk, wojciech sawczuk, dariusz ulbrich z istotnych ograniczeń, jaki cechują się połączenia klejowe jest trudność oceny nieniszczącej takich połączeń, w odróżnieniu od połączeń spawanych czy zgrzewanych. badania połączeń spawanych są badaniami znormalizowanymi, funkcjonują procedury pozwalające na ich ocenę w warunkach przemysłowych. w przypadku połączeń zgrzewanych w warunkach przemysłowych funkcjonują najczęściej procedury i normy zakładowe, które umożliwiają ocenę wykonywanych połączeń, przy zastrzeżeniu, że takie procedury często stanowią utajnioną dokumentację producenta pojazdu. we współczesnych pojazdach szynowych wykonywane jest wiele połączeń klejowych. ze względu na wagę problemu dalsze rozważania zostaną ograniczone do połączeń konstrukcyjnych, takich jak połączenia wykorzystywane do łączenia poszycia, ścian bocznych, dachu, okien oraz podłogi do ramy. przykładowe obszary, w których wykorzystuje się połączenia klejowe w pojazdach szynowych przedstawiono na rysunku 1. przeglad welding technology review 19przegląd  spawalnictwa vol. 88 11/2016 metody kontroli połączeń klejowych w laboratoriach zajmujących się zarówno połączeniami klejowymi, jak i kontrolą jakości produkowanych wyrobów funkcjonują powszechnie metody niszczące kontroli połączeń klejowych. z jednej strony funkcjonują badania prowadzone wg przyjętych norm (np. iso 37, astm d3166-99, din 54452) z drugiej zaś strony wykorzystywane są normy wewnętrzne producentów klejów, dla przykładu producent klejów sika wykorzystuje procedury oznaczone jako csqp – corporate sika quality procedure. badania niszczące umożliwiają ocenę jakości połączenia w różnych warunkach (zmienna temperatura, wilgotność, agresywne środowiska, zmienne obciążenia zmęczeniowe). najprostsze badania niszczące, to badania wizualne w czasie których obserwuje się wypływkę kleju i na jej podstawie ocenia jakość połączenia. nieco bardziej złożone badania to ocena obecności kleju i relacja między siłami adhezji a siłami kohezji (rys. 2). rys. 1. widok klejonego poszycia współczesnego pojazdu szynowego fig. 1. view of the adhesive joint of modern rail vehicle rys. 2. ocena jakości połączenia klejowego – test podcinania [1] fig. 2. evaluation of adhesive joint quality – peeling test [1] zasadniczym ograniczeniem wykorzystania niszczącej kontroli połączeń klejowych jest całkowita degradacja połączenia klejowego. w praktyce ekonomicznie nieuzasadniona jest kontrola połączeń klejowych na obiektach produkowanych przeznaczonych do sprzedaży. w warunkach przemysłowych prowadzone są jedynie ograniczone, statystyczne badania połączeń klejowych, lub w przypadku procesów gwarancyjnych obiektów używanych. związane jest to jednak ze znacznymi kosztami. metody nieniszczące, które mogą być wykorzystywane do oceny połączeń klejowych to przede wszystkim takie metody jak: ultradźwiękowa, rezonansowa, termograficzna i metoda holografii optycznej [2]. ponieważ autorzy niniejszej publikacji, w swoich pracach badawczych kładą duży nacisk na badania przemysłowe w warunkach produkcyjnych, skoncentrowali badania w zakresie metody ultradźwiękowej. wynika to zasadniczo, z faktu, iż większość producentów pojazdów szynowych, zarówno tych krajowych, jak i zagranicznych posiada aparaturę do badań ultradźwiękowych oraz przede wszystkim zatrudnia personel kwalifikowany do wykonywania znormalizowanych badań ultradźwiękowych. dodatkowo metoda taka w opinii autorów umożliwia stosunkowo łatwe sparametryzowanie uzyskiwanych na ekranie defektoskopu ultradźwiękowego układów impulsów fali propagującej w obszarze połączenia. w badaniach połączeń klejowych możliwe jest wykorzystywanie różnych defektoskopów ultradźwiękowych, przykładowe defektoskopy ultradźwiękowe wykorzystywane w badaniach ultradźwiękowych przedstawiono na rysunku 3.   a)   b) rys. 3. defektoskopy ultradźwiękowe wykorzystywane do badania połączeń adhezyjnych: a) karl deutsch, b) krautkramer uslt2000 fig. 3. ultrasonic flaw detectors used for evaluation of adhesive joints: a) karl deutsch, b) krautkramer uslt2000 współczesne pojazdy szynowe są obiektami technicznymi o znacznym stopniu skomplikowania. można wyróżnić w nich połączenia o niskiej i wysokiej podatności defektoskopowej. połączenia o niskiej podatności defektoskopowej to przede wszystkim te połączenia, w przypadku których nie ma fizycznej możliwości przyłożenia głowicy ultradźwiękowej ponad obszar połączenia (np. połączenia podłogi do ramy pojazdu). badania takich połączeń zostały przedstawione we wcześniejszej publikacji autorów [3], dlatego w niniejszej publikacji przedstawione zostaną rozważania związane z tymi połączeniami, nad którymi jest możliwość przyłożenia głowic ultradźwiękowych bezpośrednio do obszaru połączenia. badanie wybranego   połączenia klejowego  podstawowym parametrem akustycznym, który był wykorzystywany do oceny połączeń adhezyjnych w dotychczasowych badaniach [4] jest moduł ciśnieniowego współczynnika odbicia fali ultradźwiękowej podłużnej, odbitej od granicy połączenia adhezyjnego łączonych materiałów. został on zaproponowany np. przez a. pilarskiego w pracy [5]. nie jest to jednak jedyny parametr przydatny do oceny stanu i jakości połączenia klejowego. dlatego w niniejszej pracy, jako ultradźwiękową miarę jakości połączenia klejowego przyjęto decybelowy spadek wysokości impulsów z obszaru połączenia oraz dna badanej próbki. wybrane parametry impulsów fali ultradźwiękowej, wykorzystanej do badania połączeń klejonych, mogą być przydatne do oceny jakości tych połączeń. korzystnym do oceny 20 przegląd  spawalnictwa vol. 88 11/2016 rys.  4.  układ impulsów podczas badania połączenia klejowego o wysokiej jakości (widoczny brak impulsów z obszaru połączenia) fig. 4. ultrasonic pulses obtained during the test of very good quality adhesive joint (no pulses from joint area) rys.  5.  układ impulsów podczas badania połączenia klejowego o niskiej jakości (widoczny impuls odbity z obszaru połączenia) fig.  5. ultrasonic pulses obtained during the test of low quality adhesive joint (pulses from joint area) połączeń klejonych układem impulsów ultradźwiękowych na ekranie defektoskopu jest taki układ, w którym uzyskuje się dwa echa dna. poniżej przedstawiono przykładowe układy impulsów na ekranie defektoskopu w czasie badania połączeń klejowych o wysokiej jakości (rys. 4) oraz niskiej jakości (rys. 5). po przeprowadzaniu pomiarów ultradźwiękowych, próbki zostały rozerwane. w czasie rozrywania dokonano pomiarów siły ścinającej co pozwoliło na wyliczenia naprężeń. próbki klejone miały w różny sposób przygotowaną powierzchnię, co pozwoliło na zróżnicowanie wytrzymałości mechanicznej połączenia. na rysunku 6 przedstawiono zbiorcze wyniki obrazujące zależność miary ultradźwiękowej (decybelowy spadek wysokości impulsów uzyskany na podstawie układów impulsów zobrazowanych na ekranie defektoskopu – np. rys. 4 i 5) i naprężeń ścinających, otrzymane podczas badań połączeń klejowego. po przeprowadzaniu pomiarów ultradźwiękowych, próbki zostały rozerwane. w czasie rozrywania dokonano pomiarów siły ścinającej co pozwoliło na wyliczenia naprężeń. próbki klejone miały w różny sposób przygotowaną powierzchnię, co pozwoliło na zróżnicowanie wytrzymałości mechanicznej połączenia. na rysunku 6 przedstawiono zbiorcze wyniki obrazujące zależność miary ultradźwiękowej (decybelowy spadek wysokości impulsów uzyskany na podstawie układów impulsów zobrazowanych na ekranie defektoskopu – np. rysunek 4 i 5) i naprężeń ścinających, otrzymane podczas badań połączeń klejowego. rys. 6. wyniki badań ultradźwiękowych i mechanicznych połączeń klejowego fig. 6. results of ultrasonic and mechanical testing of adhesive joints podsumowanie po przeprowadzeniu analizy oraz wykonaniu badań ultradźwiękowych można stwierdzić, że metoda ultradźwiękowa umożliwia badanie połączeń klejowych wykorzystywanych w nowoczesnych pojazdach szynowych, a wybrane parametry fali ultradźwiękowej można odnieść do naprężeń ścinających. w niniejszej publikacji rozważania ograniczono tylko do techniki ultradźwiękowej oraz zaprezentowano jedynie wybrane, przykładowe układy impulsów ultradźwiękowych uzyskane w trakcie realizacji badań na ekranie defektoskopu ultradźwiękowego oraz zestawiono wybrane wyniki dla oceny jakości połączenia klejowego dwóch elementów stalowych łączonych żywicą epoksydową. projekt jest finansowany ze środków narodowego centrum badań i rozwoju, program lider v, umowa nr lider/022/359/l-5/13/ncbr/2014 literatura [1] sika corporate quality procedure cqp033-1 – bead adhesion. [2] czaplicki j.: klejenie tworzyw konstrukcyjnych, wydawnictwa komunikacji i łączności, warszawa 1987. [3] kowalczyk j., jósko m.: badanie połączeń klejowych stosowanych w budowie autobusów metodą ultradźwiękową, 40 kkbn, warszawa. [4] adams r. d., drinkwater b. w.: nondestructive testing of adhesively-bonded joints, ndt&e international, vol. 30, 2, 1997, pp. 93 – 98. [5] pilarski a.: ocena wytrzymałości adhezyjnej połączeń warstwowych za pomocą metod ultradźwiękowych. rozprawa doktorska, ippt pan, warszawa 1983 (biblioteka ippt pan). ps 9 2016 www.pdf 9przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 flüssigkeitsstrahllöten - ein verfahren zur herstellung  von verbindungen an extrem dünnen bauteilen wspomagane laserowo spajanie strumieniem ciekłego lutu – technologia łączenia ekstremalnie cienkich elementów prof.  dr.-ing.  ralf  winkelmann,  m.  eng.  andrè  kilian,  dipl.-ing.  daniel  serafinski  – btu cottbus-senftenberg, fertigungstechnik/tribologie. autor korespondencyjny/corresponding author: ralf.winkelmann@b-tu.de streszczenie motoryzacja przyszłości musi sprostać rosnącym społecznym oczekiwaniom związanym z efektywnym wykorzystaniem energii, zużyciem paliwa, ochroną środowiska, bezpieczeństwem, komfortem i trwałością. lekkie konstrukcje pojazdów odgrywają przy tym szczególną rolę. najnowsze rozwiązania technologiczne pozwalają użytkownikowi – w tym wypadku branży motoryzacyjnej – pracować z odpowiednio przygotowanymi lekkimi kompozytami na bazie stali i tworzywa sztucznego. inteligentne zastosowanie tych kompozytów typu sandwich wymaga odpowiedniej technologii łączenia. uzyskanie połączeń kompozytów, które spełniają warunki nośności, przy uwzględnieniu wielomateriałowej struktury pojazdu będzie głównym aspektem realizacji lekkich konstrukcji w motoryzacji. celem artykułu jest przedstawienie nowej, efektywnej technologii wykonywania połączeń elementów karoserii z blach kompozytowych i konwencjonalnych z wykorzystaniem energii cieplnej strumienia ciekłego metalu i aktywacji laserowej. słowa kluczowe: spajanie strumieniem ciekłego lutu; materiał kompozytowy stal tworzywo sztuczne stal; aktywacja laserowa zusammenfassung das automobil der zukunft muss die wach-senden gesellschaftlichen erwartungen im hinblick auf energieeffizienz, kraftstoffver-brauch, klimaschutz, sicherheit, komfort und nachhaltigkeit erfüllen. dem leichtbau kommt dabei eine besondere rolle zu. neu-ere entwicklungen gestatten es, dem endan-wender – der mobilität produzierenden indu-strie – bereits mit vorgefertigten leichtbau-verbundwerkstoffen, den stahl-kunststoff-stahl-verbundwerkstoffen, zu arbeiten. diese neuen stahl-kunststoff-stahl-verbundwerkstoffe intelligent zu nutzen, erfordert geeignete fügetechnologien. das tragfähige verbinden von stahlkunststoff-stahl-verbundwerkstoffen unter beibehaltung des multimaterialkonzeptes wird zum zentralen baustein der realisierung von leichtbau. ziel des beitrages ist es, eine neuartige, effiziente fügetechnologie zur herstellung von karosseriekomponenten mit stahl-kunststoff-stahlverbundwerkstoffen und konventionellen stählen durch den einsatz thermischer energie in form eines metallischen flüssigkeitsstrahles vorzustellen. keywords:  flüssigkeitsstrahllöten; stahl-kunststoff-stahlverbundwerkstoffe; laseraktivierung zielstellung/motivation für die herstellung von verbindungen an dünnen bauteilen wurde eine vielzahl neuer fügeverfahren entwickelt. neben dem kleben kommen zunehmend mechanische fügeverfahren bzw. verfahrenskombinationen zur anwendung. weniger geeignet sind derartige verbindungen jedoch im sichtbaren bereich der außenhaut von fahrzeugen. zusätzliche maßnahmen werden notwendig, um die verbindungsstelle an die notwendigen und ästhetischen ansprüche anzupassen. zusätzliche kosten sowie die begrenzte physikalisch-chemischen beanspruchbarkeit der verbindung sind ursachen für überlegungen und untersuchungen mit dem ziel, neuartige effiziente metallische verbindungen in diesen bereichen der fahrzeuge zu schaffen. ein wesentlicher schritt, die leichtbaubestrebungen durch die thermische fügetechnik zu unterstützen, war die einführung niedrig schmelzender zusatzwerkstoffe und ihre verarbeitung mit konventionellen verfahren der schweißtechnik. der übergang vom eisen(fe)basis-zusatzwerkstoff zu einem kupferbasis(cu)-werkstoff führt zu einer reduzierung der spez. energie für die verflüssigung des zusatzwerkstoffes um 24%. der grundwerkstoff wird nicht bzw. nur begrenzt aufgeschmolzen und es gelingt dadurch, in der serienfertigung blechdicken von ca. 0,6 mm ralf winkelmann, andrè kilian, daniel serafinski przeglad welding technology review 10 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 zu verbinden. eine zerstörung der häufig zum zwecke des korrosionsschutzes auf blechen des karosseriebaus aufgebrachten zink-beschichtung kann durch die anwendung von cu-loten nicht verhindert werden. die verarbeitung von cu-loten in der serienfertigung von fahrzeugen erfolgt sowohl mittels strahltechnik als auch mit lichtbögen. die anwendung hochfester stähle und die kombinationen von werkstoffen bedingen weiterreichende anforderungen an die fügetechnik. eine neuere entwicklung sind die stahl-kunststoff-stahl-verbundwerkstoffe. sie bieten ein hohes leichtbaupotenzial und werden infolge der großtechnischen herstellung auch als wirtschaftlich attraktiv beurteilt. sie thermisch zu fügen, ist eine zu lösende aufgabe. es sind verbindungen an dünnen bauteilen (einzelblechdicken ≤ 0,3 mm) unter beachtung einer thermisch begrenzten beanspruchbarkeit des stahl-kunststoff-verbundes zu fügen. wird nun noch das ziel verfolgt, einen metallischen verbund zu schaffen, werden zusatzwerkstoffe mit geringer schmelzenergie die technologieentwicklung zielführend unterstützen. es bieten sich werkstoffe auf der basis von zink (zn) oder auch zinn (sn) an. gegenüber den fe-basis-zusatzwerkstoffen wird die energie zur verflüssigung um 74% (zn) bzw. um 90% (sn) reduziert. um derartige werkstoffe schmelzmetallurgisch mit dem ziel der herstellung von verbindungen an dünnen bauteilen bei begrenzter thermischer belastung des grundwerkstoffes zu verarbeiten, bedarf es geräteund verfahrenstechnischer entwicklungen. randbedingungen derartiger entwicklungen sind: fügegeschwindigkeiten bis 4 m/min; gleichmäßige geometrie und damit geringe nacharbeit; keine delamination des stahl-kunststoff-verbundes; konkave nahtgeometrie an bördelstößen und zugfestigkeiten >100 n/mm²; angestrebte verbindungsfestigkeiten > verbindungsfestigkeit geklebter verbindungen. verfahrensauswahl / randbedingungen moderne vorgefertigte leichtbauverbundwerkstoffe, die stahl-kunststoff-stahl-verbundwerkstoffe [1,2] bestehen aus sehr dünnen deckblechen mit stärken von 0,2 bis 0,25 mm, zwischen denen sich eine kernschicht aus einem kunststoff variabler dicke befindet. diese werkstoffe sind nur unwesentlich schwerer (ca. 10%; [2]) als aluminium, weisen jedoch eine deutlich höhere biegesteifigkeit (e * i) auf. von großer bedeutung für die umformtechnik sind die kleinen einstellbaren radien, welche deutlich unter denen liegen, die beim umformen von aluminium darstellbar sind. um diese werkstoffe im außenhautbereich einer karosserie mit sich selbst bzw. mit konventionellen stählen thermisch zu verbinden, bedarf es der entwicklung einer neuen fügetechnologie da es auch mit modernsten geräten der fügetechnik nicht gelungen ist, verbindungen ohne delamination des stahl-kunststoff-verbundes herzustellen. die wirkung modernster, in der thermischen fügetechnik angewandter, geregelter, extrem kalter lichtbögen ([3,4]) führt zur zerstörung des sich zwischen den beiden 0,2 bis 0,25 mm dicken stahlblechen befindenden kunststoffs bzw. zu dessen ablösung vom stahlblech (fig. 1). allein die erwärmung als folge des stromflusses (60 a) vom lichtbogenfußpunkt zur masseklemme führt in der 0,2 mm dicken blechlagen des stahl-kunststoff-stahl-verbundteiles zu einer erhöhung der temperatur um ca. 220 k. temperaturmessungen während des fügens dieser stahl-kunststoff-stahl-verbundwerkstoffe unter nutzung geregelter kurzlichtbogentechnik (klb) bei anwendung sehr niedrig schmelzender zusatzwerkstoffe auf sn-basis ergeben werte an der bauteiloberfläche von ca. 400 °c. delaminationen können unter diesen bedingungen nicht verhindert werden. anzustreben sind temperaturen unter 250 °c im übergangsbereich vom stahl zum kunststoff. in figure 1 ist eine mittels geregelter klb gefügte probe nach dem zugversuch dargestellt. deutlich erkennbar ist die zerstörung der verbindung stahl-kunststoff infolge der thermischen wirkung des lichtbogens. diese verbindung wurde mit einer streckenenergie von 620 j/cm bei einer schweißgeschwindigkeit von 25 cm/min hergestellt. um den lichtbogen stabil zu halten, war ein positivanteil von 65 % erforderlich. die verbindungsfestigkeit betrug 125 n/mm² bezogen auf die gesamtdicke (1 mm) des stahl-kunststoffstahl-verbundwerkstoffes. die zugbeanspruchung führt zu einer deutlichen deformation der delaminierten zone und im folgenden wird erst die lötverbindung im übergangsbereich zur beschichtung bzw. zum grundwerkstoff zerstört. um derart hohe festigkeiten zu erzielen, wurde ein zn-basiszusatzwerkstoff (znal4) benutzt. auch die anwendung von lasern ergab ähnliche ergebnisse. in figure 2 sind diese beispielhaft verdeutlicht. mit diesen versuchen ist der nachweis dafür erbracht, dass die existierenden modernen geräte der thermischen fügetechnik unter nutzung von cu und zn als zusatzwerkstoffe z. zt. nicht geeignet sind, diese neuen stahlkunststoff-stahl-verbundwerkstoffe thermisch linienförmig zu fügen. sollen also die vorteile der thermischen fügetechnik, wie die herstellbarkeit dichter, artähnlicher, korrosionsbeständiger, metallischer, linienförmiger verbindungen hoher mechanischer beanspruchbarkeit, auch für diese werkstoffe genutzt werden, ist die wirkung des lichtbogens am grundwerkstoff zu beeinflussen. dies kann durch die anwendung nicht übertragener lichtbögen bzw. die konsequente trennung zwischen dem aufschmelzen des lotzusatzwerkstoffes und der aktivierung der verbindungsstelle erreicht werden. es sollen die bekannten vorteile der lichtbogenlötbzw. laserlötprozesse, wie: – die problemlose integration in die roboterfertigung (automatisierbarkeit), – nur einseitige zugänglichkeit (gegenüber clinchen oder stanznieten), – spaltund positionstolerant (erstar-rungsbedingungen) sowie – keine aufwendigen vorbehandlung und längeres fixieren (gegenüber kleben) erhalten bleiben. diese bedingungen werden mit der in figure 3 dargestellten anordnung eingehalten. bild  1.  oben zerstörte verbindung; unten lichtbogenwirkung am verbund rys. 1. u góry zniszczone połączenie, na dole efekt oddziaływania łuku elektrycznego w obszarze połączenia 11przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 bild 3. oben schema, unten links versuchsanordnung; unten rechts tropfenablösung rys.  3. u góry schemat, na dole z lewej stanowisko badawcze, z prawej odłączenie kropli lutu bild 2. laserlötung; cusi3, delamination rys. 2. lutowanie laserowe, rozwarstwienie mit dieser konfiguration ist es gelungen, verbindungen herzustellen, die den anforderungen schon sehr nahe kommen. in figure 4 ist eine bördelnaht dargestellt. ein 0,7 mm dickes verzinktes blech der stahlsorte dx56d + z100 (1.0963) und ein stahl-kunststoff-stahl-verbundblech (0,2 + 0,6 + 0,25 mm) wurden mit dem zusatzwerkstoff sncu3 bei einer geschwindigkeit von 32 cm/min reproduzierbar gefügt. die bei konventionellen lötungen vorhandenen delaminationen konnten nahezu vollständig vermieden werden (fig. 5). bei dieser konstellation der energiebereitstellung werden bild 4. bördelnaht rys. 4. złącze przylgowe die aufschmelzung des zusatzwerkstoffes und die oberflächenaktivierung mit einer energiequelle bewerkstelligt. dadurch ist der prozess schwierig an hohe abschmelzleistungen bzw. hohe fügegeschwindigkeiten bei gleichzeitiger prozeßstabiltät anpassbar. eine trennung zwischen der für die aufschmelzung bereitzustellenden energie und der energie für die oberflächenaktivierung ist anzustreben. bild 5. lötung ohne delamination rys. 5. połączenie lutowane bez rozwarstwienia sichere verbindungen (mittlere zugfestigkeit beträgt 110 n/mm²) konnten bei dieser konstellation mit i = 52,0 a und u = 15,1 v hergestellt werden. flüssigkeitsstrahllöten um verbindungen mittels löten herzustellen, müssen diffusionsprozesse initiiert werden. diese sind entsprechend dem 1. fick`schen gesetz (1) abhängig von der temperatur (t), dem druck (p) und dem chemischen potenzial (konzentration c). es besteht eine proportionalität zwischen der teilchenstromdichte und dem konzentrationsgradienten ∂c/∂x. diese wird durch den diffusionskoeffizienten d beschrieben. 1) da der druck weitestgehend konstant angenommen werden kann, stehen nur die temperatur und der zusatzwerkstoff als pa-rameter zu verfügung. um eine möglichst geringe energie über den tropfen in die verbindung einzubringen, wurden die untersuchungen mit sn-basis-loten durchgeführt. die reaktivität sn-zn ist sehr hoch. sie kann jedoch aufgrund der existenz von hydroxyd-schichten an der oberfläche der zn-beschichtung nicht von der sn-schmelze allein ausgelöst werden. in figure 6 ist dies durch das zuschalten einer aktivierung mittels laser verdeutlicht. der diffusionskoeffizient d kann entsprechend der arrhenius-gleichung (2) bestimmt werden. 2) mit δe ist die aktivierungsenthalpie, mit r die molare gaskonstante und mit d0 ist eine für das betrachtete system konstante größe definiert. es kann in grober näherung angenommen werden, dass die mindesttemperatur an der 12 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 bild 6. oberflächenaktivierung rys. 6. laserowa aktywacja powierzchni verbindungsstelle zur auslösung technisch sinnvoller diffusionsprozesse entsprechend der beziehung (3) berechnet werden kann. 3)t ≥ 0,4 • ts somit muss die temperatur einen wert von t ≥ 0,4 • 420= = 168 °c annehmen, um verbindungen zur zn-beschichtung zu ermöglichen. da die maximale thermische belastung des stahl-kunststoff-verbundes bei 250 °c liegt, existiert ein arbeitsbereich von ca. 80 k. diese geringe differenz einzuhalten, ist eine technologische herausforderung. eine lösung hierfür ist das flüssigkeitsstrahllöten. ein behälter, in welchem sich der lotzusatzwerkstoff befindet, wird z. b. induktiv erwärmt. nach dem erschmelzen des lotes und dem öffnen des ventiles verlässt diese als flüssigkeitsstrahl den behälter durch eine düse. in figure 7 ist der innovative behälter dargestellt. der zusatzwerkstoff wird als draht zugeführt. um mögliche reaktionen des lotes mit der atmosphäre zu reduzieren, bietet es sich an, mit schutzgas zu arbeiten. es wird argon (ar) oder auch stickstoff (n2) benutzt. die temperatur der schmelze wird indirekt am rand des behälters gemessen. das messsignal wird für die steuerung des generators benutzt. somit gelingt es, die schmelze im behälter auf einer definierten temperatur zu halten. die zuführung des kalten lotes erfolgt entsprechend dem abfluss. es wird ein definierter füllstand eingestellt wodurch sich bei konstantem düsendurchmesser ein kontinuierlicher volumenstrom ergibt. damit ist eine energiequelle definiert. entsprechend den durchgeführten berechnungen wird bei anwendung von sn-basis-loten in die verbindung eine streckenenergie von ca. 145 j/cm unter vernachlässigung von verlusten eingetragen. damit konnte die streckenenergie gegenüber den bei anwendung modernster lichtbogentechnik ermittelten werten um den faktor 4,3 reduziert werden. werden flussmittel für die aktivierung der oberfläche benutzt, ist dieser energieeintrag ein minimum. flussmittel werden bei der herstellung von fahrzeugen selten benutzt, so dass eine andere möglichkeit der aktivierung zu erarbeiten war. eine aktivierung der oberfläche durch die wirkung eines übertragenen lichtbogens, welcher durchaus sehr positive effekte bewirkt, war keine lösung. der lichtbogen war bei den angestrebten hohen geschwindigkeiten von 4 m/min nicht stabilisierbar. somit kam die laserstrahlung zur anwendung. als sehr gut geeignet erweist sich aufgrund des relativ großen fokus der diodenlaser. zu beachten ist bei dieser einschätzung noch die ungleiche wärmeführung in den grundwerkstoffen bei der verbindung zwischen dem massiven dx56d + z100 (1.0963) und dem stahl-kunststoffbild 7. schmelzbehälter rys. 7. zbiornik do topienia lutu stahl-verbundblech. der laserstrahl war entsprechend zu positionieren. ergebnisse  zum erreichen der zielstellung eine geringe delamination zu erwirken, war es erforderlich, die delamination selbst zu quantifizieren. es wurden blindraupen hergestellt und probekörper entsprechend figure 8 präpariert. bis ca. 10 mm vor der blindraupe wurde der kunststoffkern zwischen den beiden stahlteilen entfernt. diese proben wurden in die zugmaschine eingespannt, um die stahlteile von dem kunststoffkern abzuschälen. eine delamina-tion (fig. 9) ist deutlich erkennbar und messtechnisch gut zu erfassen. sie wird als delaminationslänge angegeben. bild 8. links schälzugprobe; rechts schälzugversuch rys. 8. z lewej próbka do testu rozdzierania, z prawej próba rozdzierania bild 9. delamination rys. 9. rozwarstwienie 13przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 die ergebnisse der untersuchungen zu blindraupen mittels flussmittelaktivierungen ergaben den in figure 10 verdeutlichten zusammenhang. unter einer streckenergie von 145 j/cm war keine delamination mehr zu registrieren. es wurden prozessgeschwindigkeiten bis 4,1 m/min eingestellt. bei den untersuchungen mit laseraktivierung und identischer geschwindigkeit konnten keine delaminationsfreien proben hergestellt werden. bild 10. blindraupen rys. 10. ściegi „ślepe” ein geeignetes zusammenwirken zwischen dem flüssigkeitsstrahl und der aktivierung ist in figure 11 dargestellt. der laser muss in lötrichtung vor dem flüssigkeitsstrahl wirken. zu beachten ist die ausbreitung des lotes an der verbindungsfläche. als sinnvoll erwies sich ein abstand zwischen flüssigkeitsstrahl und laserwirkung von 0,5 mm. der laser übernimmt zusätzlich die aufgabe der erwärmung der zu fügenden bauteile, so dass deren wärmeleitung zu berücksichtigen ist. unter diesen bedingungen konnten bei laserleistungen von 1,8 kw, einem fokus von 4,7 mm und einer gesamten streckenenergie von ca. 230 j/cm delaminationsfreie verbindungen (figure 12) hergestellt werden. die mittlere zugfestigkeit der hergestellten verbindungen liegt bei 106 n/mm². die gemessenen kräfte wurden bei der spannungsberechnung, bezogen auf die probenbreite, multipliziert mit der gesamtdicke des stahl-kunststoff-stahl-verbundes. die festigkeiten der mittels flussmittelaktivierung hergestellten verbindungen liegen in der gleichen größenordnung. bild 11. positionierung laser-flüssigkeits-strahl rys. 11. pozycjonowanie strumienia lasera i strugi ciekłego lutu bild 12. verbindung dx56d + z100 (1.0963) zum stahl-kunststoffstahl-verbund (0,2 / 0,6 / 0,25 mm) rys. 12. połączenie dx56d + z100 (1.0963) z materiałem kompozytowym stal-tworzywo sztuczne-stal (0,2 / 0,6 / 0,25 mm) zusammenfassung für die herstellung metallischer dichter artgleicher verbindungen zu stahl-kunststoff-stahl-verbundwerkstoffen mit extrem dünnen einzelblechlagen wurde das flüssigkeitsstrahllöten entwickelt. erforderlich sind eine verflüssigung des lotzusatzwerkstoffes, die aktivierung der fügestelle sowie die präzise einhaltung eines temperaturregimes, um delaminationsfreie fügungen herzustellen. die nutzung der induktion ist eine möglichkeit, den zusatzwerkstoff zu verflüssigen. um die angestrebten hohen lötgeschwindigkeiten von ca. 4 m/min zu erzielen, bedarf es einer sicheren aktivierung der fügestelle. die laserstrahlung ist hierfür geeignet. neben der zielstellung, bei hohen fügegeschwindigkeiten delaminationsfreie verbindungen herzustellen, waren als randbedingung verbindungsfestigkeiten definiert, die deutlich über denen von klebungen liegen. dies konnte sicher erreicht werden. weiterhin wurde eine konkave nahtgeometrie erzielt. das entwickelte flüssigkeitsstrahllöten ist geeignet, um verbindungen zu extrem dünnen bauteilen herzustellen. delaminationen des stahlkunststoff-verbundes sind vermeidbar. die festigkeit der verbindung liegt bei ca. 100 n/mm². das forschungsvorhaben wurde u. a. an der fertigungstechnik/tribologie der btu c-s, senftenberg mit fachlicher begleitung und mit finanzieller förderung durch die forschungsvereinigung stahlanwendung e.v., düsseldorf, aus mitteln der stiftung stahlanwendungsforschung, essen durchgeführt. literatur [1] thyssenkrupp (2013): litecor® die neue art, leicht zu bauen. thyssenkrupp technikforum 1i2013. online im inter net: url: http://www.thyssenkrupp.com/documents/publikationen/techforum/techforum_1_13_ de.pdf, stand 15.10.2013, s. 48, bis 52. [2] at2steel (2013): weltneuheit leichtblech at2. online im internet: url: http://www.at2steel.com/index.drs4?article_id=15&row=0, stand 15.10.2013 [3] fronius international (2013): cmt-schweißen. online im internet: url: http://www.fronius.com/cps/rde/xchg/sid-0aff0106-760be388/fronius_international/hs.xsl/79_9399_deu_html.htm, stand 10.10.2013 [4] ewm group (2013): coldarc® die zukunftsweisende coldarc® technologie für handund automatisierte anwendungen. online im internet: url: http://www.ewm-group.com/de/innovationen/coldarc.html stand 15.10.2013 ps 3 2018 www 1 12 przegląd  spawalnictwa vol. 90 3/2018 wpływ częstotliwości prądu pulsującego w metodzie tig  na wybrane aspekty doprowadzania ciepła podczas  spawania stali 321 influence of pulse current frequency in the tig method on selected aspects of heat supply during welding of 321 steel mgr inż. małgorzata ostromęcka, dr inż. paweł cegielski, prof. dr hab. inż. andrzej kolasa – politechnika warszawska. autor korespondencyjny/corresponding author: malgorzata@ostromecka.pl streszczenie energia liniowa jest jednym z głównych parametrów opisujących proces spawania łukowego, m.in. na potrzeby ścisłej dokumentacji technologicznej. coraz częściej słyszy się jednak o potrzebie doprecyzowania tego parametru. jednym z problemów jest wyznaczanie energii liniowej podczas spawania odmianami z pulsacją łuku. w artykule przedstawiono eksperyment obrazujący wpływ częstotliwości prądu pulsującego na wybrane aspekty doprowadzania ciepła przy spawaniu stali 321 metodą tig. słowa kluczowe: spawanie tig; energia liniowa spawania; prąd spawania; napięcie łuku abstract heat input is one of the main parameters describing the arc welding process, among others for the needs of strict technological documentation. however, we are hearing more and more about the need to clarify this parameter. one of the problems is determining the heat input during welding of varieties with arc pulsation. the article presents an experiment illustrating the influence of the pulse current frequency on selected aspects of heat supply during welding of the 321 steel with the tig method. keywords: tig welding; heat input of welding; welding current; arc voltage wprowadzenie zagadnienie energii liniowej jako miary dostarczonego ciepła w odniesieniu do jednostki długości spoiny stale wywołuje kontrowersje. w ostatnich latach powstało wiele opracowań, które mówią o konieczności doprecyzowania tego parametru technologicznego, który jest szeroko stosowany w przemyśle i wymieniany w karcie technologicznej spawania (wps). szczególnie dyskusyjne jest wykorzystywanie podawanego w normach wzoru w odniesieniu do procesów impulsowych tym bardziej, że najczęstszą praktyką jest sprowadzanie wartości natężenia prądu nie do wartości skutecznej, lecz średniej, co z założenia jest błędem i może prowadzić do dużych rozbieżności [1,2]. firmy zajmujące się sprzedażą urządzeń spawalniczych i materiałów dodatkowych posiadają w swojej ofercie urządzenia do pomiaru energii liniowej procesu, dokonujące pomiaru tego parametru zgodnie z nową interpretacją norm amerykańskich. niestety korzystanie z tych urządzeń na polskim rynku należy jeszcze do rzadkości. w przypadku spawania elektrodą nietopliwą w osłonie gazów obojętnych prądem pulsującym o różnych częstotliwościach można uzyskać odmienne wyniki, przy tych samych małgorzata ostromęcka, paweł cegielski, andrzej kolasa przeglad welding technology review wartościach energii liniowej określonych zgodnie z podanymi w normach wzorami. różnice te powstaną niezależnie od zastosowanej metodyki obliczeniowej lub pomiarowej. można zatem postawić pytanie o użyteczność parametru technologicznego, który przy stałej wartości nie gwarantuje uzyskania takiego samego rezultatu spawania. metodyka badań w celu oceny wpływu częstotliwości prądu pulsującego na wybrane aspekty doprowadzania ciepła przy spawaniu metodą tig łukiem pulsującym przeprowadzono eksperyment obejmujący: – zautomatyzowane, liniowe przetapianie blach ze stali 321, – pomiary i rejestracje oscyloskopowe prądu spawania i napięcia łuku, – obliczenia wartości energii liniowej, – obserwacje makroi mikroskopowe struktur przetopin. 13przegląd  spawalnictwa vol. 90 3/2018 próbki o wymiarach 250 x 50 x 3 mm ze stali 321 (tabl. i) odtłuszczono i umieszczono w uchwycie roboczym na podkładce miedzianej. z uwagi na możliwość precyzyjnego i powtarzalnego nastawiania parametrów pulsacji prądu spawania zastosowano urządzenie tig magicwave 2500 firmy fronius. uchwyt elektrodowy z elektrodą nietopliwą umocowano na wózku automatu liniowego, aby zapewnić stałą szybkość przetapiania oraz stałą odległość elektrody od przedmiotu przetapianego. pomiar prędkości posuwu palnika wykonano ręcznym tachometrem (lutron dt-2236). elektroda wolframowa złota (z dodatkiem tlenku lantanu) została naostrzona pod kątem 60° i umieszczona w głowicy z dyszą ceramiczną nr 6 prostopadle do przedmiotu spawanego. proces przeprowadzono bez materiału dodatkowego, przy ustawieniach dla prądu pulsującego w czystym argonie o przepływie 9 l/min. zajarzanie łuku realizowane było ręcznie na elektrodzie grafitowej, bez wysokiej częstotliwości, ze względu na ochronę podłączonego do obwodu spawania oscyloskopu. pomiary prowadzono w oparciu o oscyloskop siglent sds 1072cml oraz pośredniczącą kasetę pomiarową kwr1 (opracowanie własne pw) zawierającą niezbędne przetworniki pomiarowe prądu i napięcia [4]. oscyloskop posiada 2 niezależne kanały pomiarowe o paśmie 70 mhz. na ekranie wyświetlane były przebiegi napięcia (niebieski) i natężenia prądu (żółty) w funkcji czasu oraz zmierzone wartości skuteczne i średnie dla tych parametrów (rys. 1). pomiary były wykonywane w momencie stabilizacji procesu (w środkowej części próbki) i obejmowały średnią obliczaną z minimum 5 okresów (impulsów prądu). wykonano kilka serii pomiarowych w celu upewnienia się o powtarzalności wyników. wyniki zawarte w opracowaniu odnoszą się bezpośrednio do próbek, z których zostały wykonane zgłady metalograficzne. do wykonania zgładów zostały pobrane próbki ze środkowej części przetopiny, trawienie wykonane zostało odczynnikiem mi16fe. ocena mikrostruktury wykonana była na podstawie porównania obrazów przetopin wykonanych przy tym samym powiększeniu, poczynając od powiększeń najmniejszych. eksperyment obejmował realizację przebiegów przedstawionych na rysunku 2 dla trzech częstotliwości pulsacji: 5, 20 i 100 hz. ustawienia na urządzeniu i obliczone wartości natężenia średniego i skutecznego dla współczynnika wypełnienia impulsu 50% podano w tablicy ii. rozpatrując idealny prostokątny przebieg impulsów, można analizować aspekt elektryczny działania łuku w kategoriach średnich lub skutecznych wartości prądu. natężenie średnie impulsu można obliczyć stosując poniższy wzór (1): (1) gdzie: t=tp+tb (czas trwania jednego cyklu); tp – czas trwania impulsu; tb – czas trwania przerwy; ip i ib – odpowiednio natężenie prądu impulsu i prądu przerwy. pierwiastek c si mn p max s cr ni ti [%] ≤0,08 ≤1,00 ≤2,00 0,045 ≤0,015 17,0÷19,0 9,0÷12,0 5·%c do 0,70 wytrzymałość na  rozciąganie  rm [mpa] granica  plastyczności   r0,2 [mpa] wydłużenie  a[%] twardość hb moduł  sprężystości w 20 °c  [mpa] gęstość  właściwa   [g/cm3] przewodność cieplna w 20 °c   [w/mxk] współczynnik rozszerzalności  cieplnej pomiędzy 20 °c α[106 k-1]  elektryczny opór  właściwy  [ω·mm2·m-1]100°c 200°c 300°c 400°c ≥490 ≥216 40 128÷207 200 7,9 15 16 16,5 17 17,5 0,73 tablica i. skład chemiczny, własności mechaniczne i fizyczne stali aisi 321 [3] table i. chemical composition, mechanical and physical properties of aisi 321 steel [3] rys. 1. obraz przebiegu zarejestrowanego przez oscyloskop siglent 1072cml dla natężenia ip=150 a, ib=20 a i częstotliwości f=20 hz fig. 1. image of the waveform recorded by the siglent 1072cml oscilloscope for ip=150 a, ib=20 a and f=20 hz rys. 2. przebiegi odwzorowujące ustawienia na urządzeniu dla f = 5 hz fig.  2. the waveforms representing the settings on the device for f=5 hz kolor przebiegu   na rysunku 2 prąd   impulsu ip prąd   podstawy ib prąd   średni iśr prąd   skuteczny isk współczynnik  wypełnienia ri współczynnik  prądowy re prędkość  przetapiania   v [mm/s] niebieski 150 20 85 107 50% 0,13 2,33 czerwony 130 40 85 96 50% 0,31 2,33 zielony 110 60 85 88,6 50% 0,55 2,33 tablica ii. zaplanowane parametry procesu table ii. scheduled process parameters 14 przegląd  spawalnictwa vol. 90 3/2018 przy obliczaniu wartości skutecznej prądu należy posłużyć się wzorem następującym (2): (2) jeżeli współczynnik prądowy opiszemy jako: współczynnik wypełnienia impulsu jako: wtedy można zapisać zależność pomiędzy wartością średnią i skuteczną prądu (3) [5]: (3) powyższa zależność wskazuje na to, że natężenie średnie prądu będzie zawsze niższe niż skuteczne, przy czym różnica pomiędzy natężeniem isk a iśr jest tym większa, im niższe są wartości re i ri, co znajduje potwierdzenie zarówno na etapie teoretycznym (tabl. ii), jak i podczas pomiarów wykonanych w ramach niniejszej pracy (tabl. iii). prowadzi to do wniosku, że stosowanie wartości średnich przy obliczeniach przebiegów impulsowych będzie powodować duże odchyłki od rzeczywistych wartości, a dla energii liniowej będzie to wartość zaniżona nawet o 30% [2]. wyniki  w tablicy iii zestawiono rzeczywiste wartości parametrów wyznaczone za pomocą oscyloskopu. zaobserwowano, że wraz ze zmianą współczynnika prądowego następuje zmiana napięcia zarówno dla wartości średnich, jak i skutecznych. natężenie średnie pozostaje wartością stałą we wszystkich przypadkach, natomiast skuteczne maleje ze wzrostem współczynnika prądowego. częstotliwość pulsacji prądu nie ma wpływu na napięcie i natężenie prądu w badanych zakresach parametrów. chwilowe zmiany napięcia można interpretować oscylacją jeziorka spawalniczego podczas działania źródła ciepła, która prowadzi do krótkotrwałych zmian w długości łuku. w przypadku niniejszych badań zmiany napięcia przy przetapianiu różnymi wartościami prądu impulsu należy tłumaczyć także zaobserwowanym wyginaniem się blachy na skutek cyklu cieplnego. w badaniach [6] wykazano, że zmiana długości łuku z 3 do 2 mm powoduje trzykrotne zwiększenie gęstości prądu w plamce anodowej. sugerowałoby to, że zmiana długości łuku mając wpływ na gęstość prądu może znaleźć swoje odzwierciedlenie w kształcie spoiny i głębokości wtopienia. rzeczywiste wartości zmierzone przy pomocy oscyloskopu wykorzystano do obliczenia energii liniowej w oparciu o powszechnie stosowaną zależność (4) [7]: (4) gdzie: q – energia liniowa [kj/mm]; k – sprawność cieplna, u – napięcie łuku; i – natężenie prądu spawania; v – prędkość spawania. zgodnie z konwencjonalnym podejściem, przyjęto współczynnik sprawności cieplnej k = 0,6, jako stały dla wszystkich procesów zrealizowanych podczas niniejszych badań. obliczono wartości energii liniowej w oparciu o wartości średnie i skuteczne napięcia i natężenia prądu, a wyniki przedstawiono w tablicy iv. tablica iii. rzeczywiste wartości parametrów zmierzone za pomocą oscyloskopu table iii. actual parameter values measured using an oscilloscope nr próbki nastawy prądu iśr [a] isk [a] uśr [v] usk [v] f [hz] 1 150/20 88 108 14,4 15,2 5 2 150/20 88 108 14,4 15,2 20 3 150/20 88 108 14,4 15,2 100 4 130/40 88 98 12,8 13,6 5 5 130/40 90 98 12,8 14,4 20 6 130/40 90 100 12,8 13,6 100 7 110/60 88 92 12,8 14,4 5 8 110/60 88 92 12,8 14,4 20 9 110/60 90 94 13,6 14,4 100 tablica iv. wartości energii liniowej el obliczanej według parametrów średnich oraz skutecznych table  iv. heat input values calculated according to average and rsm parameters nr próbki el śr [kj/mm] el sk [kj/mm] 1 0,33 0,42 2 0,33 0,42 3 0,33 0,42 4 0,29 0,34 5 0,30 0,36 6 0,30 0,35 7 0,29 0,34 8 0,29 0,34 9 0,32 0,35 najwyższe wartości energii liniowej (zarówno dla parametrów średnich, jak i skutecznych) uzyskano dla procesu, w którym współczynnik prądowy wynosił 0,13 (próby 1÷3 w tabl. iv). w przypadku procesów realizowanych dla współczynników prądowych 0,31 i 0,55 wartości energii liniowej były zbliżone do siebie. jednakże można zaobserwować tendencję obniżania się wartości energii liniowej wraz ze wzrostem współczynnika prądowego. wartości energii liniowej obliczanej w oparciu o wartości skuteczne były wyższe w stosunku do tych obliczanych z wartości średnich. biorąc pod uwagę fakt, że we wzorze (4) nie uwzględnia się częstotliwości pulsacji, należałoby wykluczyć jej wpływ na obliczoną energię liniową procesu. 15przegląd  spawalnictwa vol. 90 3/2018 na rysunku 3 zestawiono makrostruktury uzyskanych przetopin. zmiany w powierzchni przekroju poprzecznego przetopiny można uznać za niewielkie. jednakże obserwacja makrostruktury i porównanie powierzchni przekrojów poprzecznych przetopin może dostarczyć informacji na temat różnic w skuteczności wprowadzania ciepła do materiału. informacja ta ma jednak charakter ogólny i jej wartość sprowadza się jedynie do relatywnego określenia, w którym przypadku objętość stopionego materiału reprezentowana przez przekrój poprzeczny przetopiny jest większa w stosunku do pozostałych próbek. powiązanie ilości wprowadzonego ciepła z przekrojem poprzecznym uzyskanej spoiny stanowi aktualnie przedmiot zainteresowania badaczy [8,9] i stanowi ważny element analizy parametru technologicznego, jakim jest energia liniowa. ilościowy aspekt zależności pomiędzy polem przetopiny, a energią liniową można opisać wzorem (5)[10]: (5) gdzie: a – pole przekroju poprzecznego [mm3]; fs i fe odpowiednio sprawność stapiania i przejmowania ciepła w łuku; i – natężenie prądu spawania [a]; u – napięcie łuku [v]; v – prędkość spawania [mm/s]; q – teoretyczna ilość ciepła niezbędna do stopienia metalu [j/mm3], dla stali austenitycznej typu 18-8 ilość ta będzie równa: q = (tm + 273)2/3x105= 9,67 j/mm3. najwyższą wartość przekroju poprzecznego przetopiny równą 9 mm2 uzyskano dla próbki 3 wykonanej przy parametrach: ip = 150 a, ib = 20 a i f = 100 hz. najniższe pole przekroju poprzecznego wynosiło 4,95 mm2 i otrzymane zostało dla próbki 9 przy parametrach: ip = 110 a, ib = 60 a i f = 100 hz. nawiązując do wzoru (5) i biorąc pod uwagę stałe dla danego współczynnika prądowego parametry i, u, v i q można wnioskować, że zmiana częstotliwości pulsacji wpływa rys. 3. makrostruktury przetopin fig. 3. macrograph of bead profile próbka 7 110/60; f = 5 hz; a = 6,39 mm2 próbka 8 110/60; f = 20 hz; a = 6,75 mm2 próbka 9 110/60; f = 100 hz; a = 4,95 mm2 próbka 4 130/40; f = 5 hz; a = 6,44 mm2 próbka 5 130/40; f = 20 hz; a = 5,82 mm2 próbka 6 130/40; f = 100 hz; a = 7,24 mm2 próbka 1 150/20; f = 5 hz; a = 7,36 mm2 próbka 2 150/20; f = 20 hz; a = 8,47 mm2 próbka 3 150/20; f = 100 hz; a = 9,0 mm2 na sprawność stapiania i/lub sprawność przejmowania ciepła w łuku. objętość stopionego materiału dla współczynnika prądowego 0,13 rośnie wraz ze wzrostem częstotliwości. należy zwrócić uwagę, że dla różnych współczynników prądowych częstotliwość pulsacji wykazuje różne tendencje zmian. rysunek 4 przedstawia mikrostruktury uzyskane w środkowej części przetopin przy powiększeniu x500. mikrostruktury przetopin zawierają osnowę austenityczną z ferrytem delta w postaci wydłużonych siatek i płytek (rys. 4). w strukturze przetopiny, strefy wpływu ciepła jak i materiału rodzimego obecne są wydzielenia kryształków – najprawdopodobniej węglika tytanu. bliżej powierzchni lica, w osi przetopin można było zaobserwować zarodkowanie heterogeniczne dendrytów austenitu, co może świadczyć o dużym przechłodzeniu stężeniowym. ferryt delta zaobserwowano również w swc w postaci długich pasm układających się zgodnie z kierunkiem walcowania stali. pasma te były najdłuższe w środkowej części przetapianej blachy. obecność ferrytu delta w strukturze takiej stali tłumaczy się zwykle małą stabilnością struktury austenitycznej danego wytopu. porównanie mikrostruktur wykonanych przy różnych natężeniach prądu nie dostarcza jednoznacznych wniosków, choć może wydawać się, że wraz ze wzrostem współczynnika prądowego struktura stawała się bardziej drobnoziarnista. natomiast można stwierdzić, że przy wzroście częstotliwości struktura ulega wyraźnej zmianie, gdyż następuje rozrost austenitu, co trzeba tłumaczyć wydłużeniem czasu chłodzenia, a zatem zmniejszeniem prędkości chłodzenia. obserwacja mikrostruktury prowadziła do wniosku, że dla badanych próbek największa ilość ciepła została wprowadzona do materiału przy przetapianiu próbki nr 3 przy ustawieniach ip = 150 a, ib = 20 a, f = 100 hz. wpływ częstotliwości na mikrostrukturę jest widoczny w przypadku 16 przegląd  spawalnictwa vol. 90 3/2018 literatura [1] cegielski p., kolasa a., kuczyński m., rostkowska r.: wybrane aspekty pomiarów i monitorowania podczas spawania łukowego, przegląd spawalnictwa vol. 88, no 12, 2016. [2] zmiany w normach astm dotyczących obliczania energii liniowej – biuletyn informacji technicznej leb2/2010 lincoln electric. [3] welding handbook volume 4. materials and applications – part 2.1998. chapter 5 pp. 233-332. [4] cegielski p., bugyi ł.: wybrane aspekty identyfikacji zakłóceń procesu spawania łukowego mig/mag, przegląd spawalnictwa vol. 89, no 6, 2017. [5] kim w.h., na s.j.: heat and fluid flow in pulsed current gta weld pool, int. j. heat transfer 41,1998, pp. 3213-3227 [6] fan h.g., na s.j., shiz y.w.: mathematical model of arc in pulsed current gas tungsten arc welding, j. phys. d: appl. phys. 30, 1997, pp. 94-102 wnioski  1. częstotliwość pulsacji prądu nie wpływa ani na wartość natężenia, ani napięcia łuku w badanym zakresie częstotliwości. zmiany napięcia przy różnych współczynnikach prądowych związane są najprawdopodobniej z powstającymi podczas spawania odkształceniami próbki. 2. wyliczone wartości energii liniowej nie zmieniają się ze zmianą częstotliwości, co wynika z pominięcia we wzorze częstotliwości pulsacji prądu podczas gdy, zmiana częstotliwości pulsacji powoduje powstawanie spoin o różnej powierzchni przekroju i o różnej mikrostrukturze. objętość stopionego metalu i mikrostruktura informują o innych aspektach transportu ciepła. 3. wzrost częstotliwości pulsacji prądu nie musi prowadzić do wzrostu głębokości wtopienia. 4. należy zrewidować przydatność wzoru na energię liniową w kontekście spawania metodą tig prądem pulsującym. [7] pn-en 1011-1 spawanie – zalecenia dotyczące spawania metali – część 1: ogólne wytyczne dotyczące spawania łukowego [8] wojsyk k., macherzyński m.: determination of welding linear energy by measuring cross-sectional areas of welds, biul. inst. spaw. no 5/ 2016. [9] wojsyk k., macherzyński m., lis r.: ocena ilości ciepła wprowadzonego do spoin i napoin metodą pomiaru ich pól poprzecznych w konwencjonalnych i hybrydowych procesach spawalniczych, przegląd spawalnictwa vol. 89, no 10, 2017. [10] klimpel a.: technologia spawania i cięcia metali, wydawnictwo politechniki śląskiej, gliwice 1997. rys. 4. mikrostruktura w środkowej części przetopiny przy powiększeniu x500 fig. 4. microstructure in the midle of weld metal. magnification x500 wszystkich trzech ustawień współczynników prądowych. pomiary energii liniowej wykonane w oparciu o zawarty w normach wzór nie wykazują różnic w wartościach w zależności od częstotliwości, a zatem nie są zgodne z obserwacjami rzeczywistych mikrostruktur. porównanie wyników badań makroskopowych i mikroskopowych prowadzi do stwierdzenia, że odwzorowują one inne aspekty transportu ciepła do materiału. podobne objętości stopionego metalu mogą różnić się znacznie mikrostrukturą. próbka 1 – spoina 150/20, f = 5 hz próbka 2 – spoina 150/20, f = 20 hz próbka 3 – spoina 150/20, f = 100 hz próbka 7 – spoina 110/60, f = 5 hz próbka 8 – spoina 110/60, f = 20 hz próbka 9 – spoina 110/60, f = 100 hz próbka 4 – spoina 130/40, f = 5 hz próbka 5 – spoina 130/40, f = 20 hz próbka 6 – spoina 130/40, f = 100 hz 201412_pspaw.pdf 26 przegląd spawalnictwa vol. 86 12/2014 wspomaganie decyzji zakupu urządzeń do spawania metodą mig/mag z wykorzystaniem analizy skupień decision support purchasing of equipment for mig/mag welding with the usage of cluster analysis dr inż. dariusz fydrych, mgr inż. sławomir sommer, dr inż. grzegorz rogalski – politechnika gdańska. autor korespondencyjny/corresponding author: darfydry@pg.gda.pl streszczenie w pracy podjęto często występujący w praktyce problem doboru właściwego dla danego zastosowania spawalniczego źródła prądu. jako jedno z potencjalnych rozwiązań zaproponowano zastosowanie metod analizy skupień. przedstawiono wyniki klasyfikacji 96 urządzeń do spawania mig/mag metodami warda i k-średnich dla 2 zestawów cech diagnostycznych. na podstawie wyników uznano, że analiza skupień może być, przy spełnieniu pewnych warunków, skuteczną metodą wspomagania decyzji zakupu urządzeń spawalniczych. słowa kluczowe: urządzenie spawalnicze, mig, mag, analiza skupień, zakup abstract the paper presents the problem of selecting the welding power source adequate for a particular application. as one of the possible solutions, the usage of cluster analysis has been proposed. the results of classification of 96 devices for mig/mag welding process with the ward and k-means methods for two sets of diagnostic factors have been presented. based on the results, it has been concluded, that the cluster analysis can be, under certain conditions, an effective method of decision support purchasing of welding equipment. keywords: welding equipment, mig, mag, cluster analysis, purchase wstęp praktyczne stosowanie tak rozległej dziedziny wiedzy jaką jest spawalnictwo, jest uwarunkowane, poza zagadnieniami związanymi ze spawalnością materiałów, wykorzystaniem różnorodnych urządzeń spawalniczych [1]. obecnie, na wciąż rozwijającym się rynku, działa wielu producentów oferujących szeroki zakres urządzeń spawalniczych [1÷6]. z tej przyczyny jednym z kluczowych problemów, z którymi spotyka się personel spawalniczy, jest dobór źródła prądu do spawania [3,4]. wytypowanie odpowiedniego urządzenia jest często trudne i przy wyborze należy kierować się różnymi kryteriami, np. doświadczeniem nabytym podczas opracowywania technologii spawania metali z różnych grup materiałowych, rozwiązaniami konstrukcyjnymi spawanych urządzeń (możliwość spawania jednostronnego, dariusz fydrych sławomir sommer grzegorz rogalski 27przegląd spawalnictwa vol. 86  12/2014 tablica i. potencjalne cechy diagnostyczne table i. potential diagnostic factors dwustronnego, na podkładce itp.), wymaganiami różnego rodzaju specyfikacji technicznych lub norm przedmiotowych, zapewnieniami producentów i własnymi subiektywnymi odczuciami. podstawą niniejszej pracy jest wynikająca z ww. przyczyn potrzeba podjęcia próby opracowania metody wspomagania decyzji zakupu o bardziej obiektywnym charakterze [7]. często w zbliżonych pod względem konieczności dokonywania selekcji spośród wielu możliwości opisywanych znaczną liczbą cech przypadkach z powodzeniem stosuje się metody data.mining. (np. analizę skupień, drzewa decyzyjne i regresyjne, analizę dyskryminacyjną, analizę korespondencji, sieci neuronowe) [8÷12]. analiza skupień jest odrębną gałęzią wielowymiarowej analizy statystycznej, na którą składa się zbiór metod służących wyodrębnieniu jednorodnych obiektów z konkretnego zbioru [10÷14]. ideą tej analizy jest grupowanie obiektów tworzących możliwie jednorodne skupienia. obiekty z tego samego skupienia powinny być jak najbardziej podobne do siebie, natomiast obiekty z różnych skupień mają być od siebie maksymalnie różne. obszary zastosowania analizy skupień są bardzo rozległe i obejmują praktycznie wszystkie dziedziny nauk ścisłych, humanistycznych, społecznych, przyrodniczych, medycznych i technicznych, w tym maszynoznawstwo, elektrotechnikę, rolnictwo, socjologię, psychologię, ekonomię i zarządzanie, archeologię, chemię, biologię, geologię, entomologię itd. [8,12÷20]. badania własne celem pracy było zweryfikowanie możliwości zastosowania analizy skupień jako metody wspomagania decyzji zakupu urządzeń do spawania. ze względu na powszechność stosowania i wynikającą z tego faktu dostępność danych do analiz wytypowano urządzenia do spawania półautomatycznego metodą mig/mag (procesy spawania: 131, 135, 136, 138). zakres pracy obejmował: – zgromadzenie danych do analiz statystycznych i wybór cech diagnostycznych, – przygotowanie danych do analiz statystycznych, – realizację analiz statystycznych: a) analizę skupień metodą aglomeracyjną (warda), b) analizę skupień metodą k-średnich, – ocenę merytoryczną i porównanie wyników analiz. dane do analiz pozyskano z katalogów producentów spawalniczych źródeł prądu mig/mag oraz ich przedstawicieli z terenu całego kraju [7]. opierając się na charakterystykach urządzeń podawanych przez producentów, wytypowano zbiór 16 potencjalnych cech diagnostycznych (tabl. i). otrzymane dane pozwoliły stworzyć obszerną bazę danych, w której umieszczono 96 modeli urządzeń do spawania metodą mig/mag oferowanych przez 9 producentów. każdej z firm przyporządkowano literę z zakresu a÷i. natomiast do danego modelu urządzenia przypisana cecha diagnostyczna oznaczenie cechy diagnostycznej współczynnik zmienności ω zakres natężenia prądu spawania wartość minimalna imin, a 0,37 wartość maksymalna imax, a 0,44 dopuszczalne obciążenie 1 cykl pracy ic, a 0,44 2 cykl pracy iic, a 0,56 3 cykl pracy (100%) iiic, a 0,56 masa m, kg 0,66 cena c, pln 1,06 napięcie biegu jałowego minimalne nmin, v 0,53 maksymalne nmax, v 0,29 wymiary szerokość s, mm 0,29 długość d, mm 0,21 wysokość w, mm 0,31 współczynnik mocy przy maksymalnym natężeniu prądu spawania pn 0,08 okres gwarancji g, mies. 0,34 liczba stopni regulacji napięcia reg 0,72 sprawność η, % 0,14 28 przegląd spawalnictwa vol. 86 12/2014 została liczba z zakresu 1÷96. przygotowanie danych polegało na weryfikacji zmiennościowej cech diagnostycznych, weryfikacji korelacyjnej cech oraz ich stymulacji i normalizacji [10÷14]. analizę zmienności wszystkich cech diagnostycz nych przeprowadzono zgodnie z wzorem (1) [11÷12]: gdzie: ω – współczynnik zmienności, sj – odchylenie standardowe, xj – średnia arytmetyczna wartości cechy. w tablicy i zestawiono również współczynniki zmienności dla wszystkich potencjalnych cech diagnostycznych. tylko współczynnik mocy przy maksymalnym natężeniu prądu spawania pn charakteryzuje się wartością nieco niższą od progowej (ω = 0,1), co wskazuje na to, że pozostałe cechy mają odpowiednią zdolność dyskryminacyjną. kolejnym krokiem było sprawdzenie korelacji między cechami. w tym celu wyliczono w programie statistica wartości współczynników korelacji. w kilku przypadkach stwierdzono występowanie korelacji między zmiennymi niezależnymi, co wpłynęło na usunięcie ich ze zbioru cech diagnostycznych [7]. na podstawie wyników weryfikacji zmiennościowej, korelacyjnej i analizy merytorycznej kryteriów dokonywania zakupu urządzeń do spawania metodami mig/mag, do dalszych badań przyjęto następujący zestaw cech diagnostycznych: maksymalną wartość natężenia prądu spawania imax, 3 (100%) cykl pracy iiic, masę m, cenę brutto c oraz szerokość s, długość d, wysokość w i okres gwarancji g. w tablicy ii przedstawiono fragment zbioru danych w postaci surowej. tablica ii. fragment zbioru z surowymi danymi wejściowymi do analiz statystycznych table ii. part of the collection of the raw input data for statistical analysis (1) symbol maksymalne natężenie prądu spawania imax, a 3 cykl pracy iiic, a masa m, kg cena c, pln szerokość s. mm długość d, mm wysokość w, mm okres gwarancji g, mm a1 170 76 59 3075 420 860 730 24 a2 200 90 68 3642 420 860 730 24 a3 130 42 25 1639 300 650 550 24 b24 215 115 72 3752 420 950 690 24 b25 270 145 80 4198 420 950 690 24 c42 200 130 18 5642 600 420 310 24 c43 260 180 112 7490 450 895 770 24 d47 170 100 9,8 2899 180 400 340 24 d48 180 100 10 3999 180 400 340 24 e62 150 70 53 2645 390 825 615 36 e63 255 120 83 3357 427 850 765 36 f80 250 180 103 6249 355 800 850 24 f81 330 192 85 5329 355 800 850 24 g82 200 85 60 2999 310 780 600 12 g83 250 110 65 3150 310 780 600 12 h86 400 260 150 7533 265 660 445 12 h87 500 350 200 9532 620 1190 790 12 i95 450 310 141 9962 630 850 710 24 i96 700 480 230 22860 690 1060 965 24 29przegląd spawalnictwa vol. 86  12/2014 wytypowane cechy podzielono na stymulanty, czyli wskaźniki, których wysokie wartości liczbowe oznaczają pożądane zmiany z punktu widzenia stopnia zaspokojenia potrzeb klienta, oraz destymulanty, czyli wskaźniki, których wysokie wartości liczbowe oznaczają niepożądane zmiany z punktu widzenia zaspokojenia jego potrzeb. do stymulant zaliczono następujące czynniki: maksymalną wartość natężenia prądu spawania imax, 3 (100%) cykl pracy iiic oraz okres gwarancji g. pozostałe cechy (masę m, cenę brutto c i wszystkie wymiary: s, d, w) uznano za destymulanty. stymulanty zostały znormalizowane wg wzoru (2) [13]: destymulanty natomiast znormalizowano wg wzoru (3) [13]: gdzie: i – numer obiektu, j – numer cechy. cechy z wartościami znormalizowanymi oznaczono indeksem n. fragment zbioru ze znormalizowanymi wartościami cech urządzeń spawalniczych za mieszczono w tablicy iii. analizy statystyczne zrealizowano w programie statistica [10,12] w dwóch etapach. w pierwszym przeprowadzono analizy metodą warda z odległością euklidesową. zmienne niezależne stanowiły wszystkie cechy diagnostyczne z tablicy iii, tj.: imaxn, iiicn, mn, cn, sn, tablica iii. fragment zbioru ze znormalizowanymi danymi wejściowymi do analiz statystycznych table iii. part of the collection of the normalized input data for statistical analysis (2) (3) symbol maksymalne natężenie prądu spawania imaxn, a 3 cykl pracy iiicn, a masa mn, kg cena cn, pln szerokość sn, mm długość dn, mm wysokość wn, mm okres gwarancji gn, mm a1 0,094 0,074 0,777 0,964 0,579 0,418 0,494 0,500 a2 0,145 0,105 0,736 0,950 0,579 0,418 0,494 0,500 a3 0,026 0,000 0,931 1,000 0,789 0,684 0,711 0,500 b24 0,171 0,159 0,718 0,948 0,579 0,304 0,542 0,500 b25 0,265 0,225 0,681 0,937 0,579 0,304 0,542 0,500 c42 0,145 0,192 0,963 0,901 0,263 0,975 1,000 0,500 c43 0,248 0,301 0,536 0,855 0,526 0,373 0,446 0,500 d47 0,094 0,127 1,000 0,969 1,000 1,000 0,964 0,500 d48 0,111 0,127 1,000 0,942 1,000 1,000 0,964 0,500 e62 0,060 0,061 0,804 0,975 0,632 0,462 0,633 1,000 e63 0,239 0,170 0,668 0,958 0,567 0,430 0,452 1,000 f80 0,231 0,301 0,577 0,886 0,693 0,494 0,349 0,500 f81 0,368 0,328 0,658 0,909 0,693 0,494 0,349 0,500 g82 0,145 0,094 0,772 0,966 0,772 0,519 0,651 0,000 g83 0,231 0,148 0,749 0,963 0,772 0,519 0,651 0,000 h86 0,487 0,476 0,363 0,854 0,851 0,671 0,837 0,000 h87 0,658 0,672 0,136 0,805 0,228 0,000 0,422 0,000 i95 0,573 0,585 0,404 0,794 0,211 0,430 0,518 0,500 i96 1,000 0,956 0,000 0,475 0,105 0,165 0,211 0,500 30 przegląd spawalnictwa vol. 86 12/2014 rys. 1. dendrogram klasyfikacji urządzeń do spawania metodą mig/mag na podstawie cech: imaxn, iiicn, mn, cn, sn, dn, wn, gn. metoda warda, odległość euklidesowa. przerywaną linią zaznaczono poziom podziału na skupienia fig. 1. euclidean distance dendrogram (ward method) of mig/mag welding machines. diagnostic factors: imaxn, iiicn, mn, cn, sn, dn, wn, gn. the dashed line indicates the best option to divide the dendrogram into clusters tablica v. wyniki grupowania urządzeń do spawania metodą mig/mag na podstawie cech: imaxn, iiicn, mn, cn, sn, dn, wn, gn metodą k-średnich table v. results of grouping of mig/mag welding machines obtained using k-means method. diagnostic factors: imaxn, iiicn, mn, cn, sn, dn, wn, g tablica iv. wyniki grupowania urządzeń do spawania metodą mig/ mag na podstawie cech: imaxn, iiicn, mn, cn, sn, dn, wn, gn metodą warda table iv. results of grouping of mig/mag welding machines obta ined using ward method. diagnostic factors: imaxn, iiicn, mn, cn, sn, dn, wn, gn rys. 2. wykres liniowy średnich dla poszczególnych skupień urzą dzeń do spawania metodą mig/mag na podstawie cech: imaxn, iiicn, mn, cn, sn, dn, wn, gn fig. 2. k-means plot for clusters of mig/mag welding machines. diagnostic factors: imaxn, iiicn, mn, cn, sn, dn, wn, gn dn, wn, gn. wyniki analizy skupień przedstawiono zostały w postaci dendrogramu na rysunku 1. istnieje wiele metod wyznaczenia ilości skupień na podstawie dendrogramu [10÷14]. w rozpatrywanym przypadku zastosowano metodę wykresu odległości wiązania względem etapów wiązania otrzymując cztery skupienia. rezultaty grupowania zestawiono w tablicy iv. następnym etapem analizy skupień było wykonanie analizy metodą niehierarchiczną, tzw. metodą k-średnich. ilość skupień (cztery) przyjęto na podstawie wcześniej przeprowadzonej analizy metodą war da. wstępne centra skupień ustalono wg polecenia: wybierz pierwszych n (liczba skupień) obserwacji. wyniki analizy metodą k-średnich pokazano na rysunku 2, a w tablicy v przedstawiono charakterystykę skupień urządzeń spawalniczych. o dl eg ło ść w ią za ni a urządzenia do spawania metodą mig/mag cechy diagnostyczne numer skupienia elementy skupienia 1 e62, e63, e64, e65, e66, e67, e68, e69, e70, e71, e72, e75, e76, e77, e78, e79 2 a9, a12, a13, a17, a18, a19, a21, a22, a23, b38, c45, c46, d55, h87, i95, i96 3 a3, a4, a10, a11, a14, a15, a16, a20, b31, b39, b40, b41, c42, d47, d48, d56, d57, d58, d59, d60, d61, e73, e74, h86 4 a1, a2, a5, a6, a7, a8, b24, b25, b26, b27, b28, b29, b30, b32, b33, b34, b35, b36, b37, c43, c44, d49, d50, d51, d52, d53, d54, f80, f81, g82, g83, g84, g85, i88, i89, i90, i91, i92, i93, i94 numer skupienia elementy skupienia opis skupienia 1 a1, a2, a5, a6, a7, a8, b24, b25, b26, b29, b30, b32, b33, b34, b35, b36, c43, c44, d49, d50, d51, d53, e62, e63, e64, e75, e76, e77, f80, f81, g84, g85, i88, i89, i90, i91, i92, i93, i94 niskie parametry spawania, średnia masa i gabaryty, wysoka cena, przeciętny okres gwarancji 2 a9, a12, a13, a17, a18, a19, a21, a22, a23, b27, b28, b37, b38, c45, c46, d52, d54, d55, e65, e66, e67, e68, e69, e70, e71, e72, e78, e79, h87, i95, i96 wysokie parametry spawania, niska masa i gabaryty, korzystna cena, długi okres gwarancji 3 a3, a4, a10, a11, a14, a15, b31, b40, b41, c42, d47, d48, g82, g83 najniższe parametry spawania, wysoka masa i gabaryty, wysoka cena, krótki okres gwarancji 4 a16, a20, b39, d56, d57, d58, d59, d60, d61, e73, e74, h86 wysokie parametry spawania, wysokie masa i gabaryty, wysoka cena, przeciętny okres gwarancji 31przegląd spawalnictwa vol. 86  12/2014 rys. 3. dendrogram klasyfikacji urządzeń do spawania metodą mig/mag na podstawie cech: imaxn, mn, cn, gn. metoda warda, odległość euklidesowa. przerywaną linią zaznaczono poziom po działu na skupienia fig. 3. euclidean distance dendrogram (ward method) of mig/mag welding machines. diagnostic factors: imaxn, mn, cn, gn. the dashed line indicates the best option to divide the dendrogram into clusters. analizy powtórzono dla wariantu wyboru urządzenia spawalniczego określonego zestawem czterech cech diagnostycznych: imaxn, mn, cn, gn (tabl. iii). na podstawie analizy merytorycznej oraz grupowania zmiennych metodą warda [7] oceniono, że taki zestaw cech można uznać za najbardziej naturalny w przypadku zakupu urządzeń do spawania metodą mig/mag. do pogrupowania ponownie wykorzystano metodę warda przy odległości euklidesowej, a następnie metodę k-średnich. z analizy dendrogramu (rys. 3) wynika, że rozpatrywany zbiór urządzeń można podzielić na cztery skupienia. otrzymany podział przedstawiono w tablicy vi. na rysunku 4 pokazano wykres liniowy średnich każdego z czterech skupień, natomiast tablica vii zawiera podsumowanie analizy. tablica vi. wyniki grupowania urządzeń do spawania metodą mig/mag na pod-stawie cech: imaxn, mn, cn, gn metodą warda table vi. results of grouping of mig/mag welding machines obtained using ward method. diagnostic factors: imaxn, mn, cn, gn rys. 4. wykres liniowy średnich dla poszczególnych skupień urzą dzeń do spawania metodą mig/mag na podstawie cech: imaxn, mn, cn, gn fig. 4. k-means plot for clusters of mig/mag welding machines. diagnostic factors: imaxn, mn, cn, gn tablica vii. wyniki grupowania urządzeń do spawania metodą mig/mag na podstawie cech: imaxn, mn, cn, gn metodą k-średnich table vii. results of grouping of mig/mag welding machines obta ined using k-means method. diagnostic factors: imaxn, mn, cn, gn cechy diagnostyczne o dl eg ło ść w ią za ni a urządzenia do spawania metodą mig/mag numer skupienia elementy skupienia 1 e62, e63, e64, e65, e66, e67, e68, e69, e70, e71, e72, e73, e74, e75, e76, e77, e78, e79 2 a9, a12, a13, a17, a18, a19, a21, a22, a23, b27, b28, b37, b38, b39, c45, c46, d52, d54, d55, i95, i96 3 a7, a8, a14, a15, a16, a20, b25, b26, b34, b35, b36, c43, c44, d50, d51, d53, d56, d57, d58, d59, d60, d61, f80, f81, g82, g83, g84, g85, h86, h87, i91, i92, i93, i94 4 a1, a2, a3, a4, a5, a6, a10, a11, b24, b29, b30, b31, b32, b33, b40, b41, c42, d47, d48, d49, i88, i89, i90 numer skupienia elementy skupienia opis skupienia 1 e62, e63, e64, e65, e66, e67, e68, e69 e70, e71, e72, e73, e74, e75, e76, e77, e78, e79 przeciętne parametry spawania i masa, wysoka cena, długi okres gwarancji 2 a9, a12, a13, a17, a18, a19, a20, a21, a22, a23, b28, b38, b39, c45, c46, d55, h86, h87, i95, i96 wysokie parametry spawania, niska masa i niska cena, krótki okres gwarancji 3 a1, a2, a3, a4, a5, a6, a10, a11, b24, b29, b30, b31, b32, b33, b40, b41, c42, d47, d48, d49, d56, g82, g83, i88, i89, i90 niskie parametry spawania i masa, wysoka cena, krótki okres gwarancji 4 a7, a8, a14, a15, a16, b25, b26, b27, b34, b35, b36, b37, c43, c44, d50, d51, d52, d53, d54, d57, d58, d59, d60, d61, f80, f81, g84, g85, i91, i92, i93, i94 przeciętne parametry spawania, masa i cena, krótki okres gwarancji 32 przegląd spawalnictwa vol. 86 12/2014 podsumowanie w pracy zaproponowano zastosowanie metod analizy skupień do podejmowania decyzji zakupu urządzeń do spawania metodą mig/mag oraz przeprowadzono grupowanie analizą skupień 96 urządzeń oferowanych przez 9 producentów. podobne rezultaty otrzymano zarówno dla zestawu cech diagnostycznych obejmującego wszystkie przygotowane zmienne niezależne, jak również dla zestawu składającego się z czterech zmiennych uznanych za najbardziej istotne dla podejmowania decyzji zakupu. wprawdzie dla dwóch analizowanych zestawów cech diagnostycznych liczba skupień jest taka sama, ale ich skład i liczebność są w pewnym stopniu zróżnicowane. jednak niezależnie od zastosowanej metody i przyjętego zestawu cech diagnostycznych w każdym skupieniu można znaleźć powtarzające się zbiory obiektów stanowiących stały rdzeń umożliwiający identyfikację i ogólne scharakteryzowanie grup urządzeń (tablice iv÷vii). rynek urządzeń do spawania metodą mig/mag reprezentowany przez zgromadzone dane został podzielony na cztery grupy. pierwszą, najbardziej stabilną i jednorodną, grupę stanowią urządzenia oznaczone symbolem e. urządzenia z tego skupienia charakteryzują się wysoką ceną i przeciętnymi gabarytami. drugie skupienie tworzą maszyny o dużej mocy, małych gabarytach i niskiej cenie. do trzeciego skupienia zaliczają się urządzenia o niskiej mocy, wysokiej cenie i krótkim okresie gwarancji. ostatnią grupę stanowią urządzenia o ponadprzeciętnej mocy, gabarytach i cenie. jeżeli za podstawowe kryteria podejmowania decyzji zakupu uzna się minimalizację ceny i gabarytów przy jednoczesnej maksymalizacji mocy, to najkorzystniejszą ofertę stanowią urządzenia z drugiej grupy. praca stanowi pierwszy etap opracowania systemu eksperckiego umożliwiającego podjęcie decyzji zakupu urządzeń spawalniczych na podstawie zadanych kryteriów (wyszukiwanie zamienników). zaprezentowane wyniki świadczą o tym, że analiza skupień może stanowić skuteczne narzędzie selekcji urządzeń do spawania metodą mig/mag. najpoważniejszym czynnikiem ograniczającym szersze zastosowanie zaproponowanej metody jest konieczność pozyskania obiektywnych, jednorodnych i kompletnych danych opisujących źródła spawalnicze oraz opanowania realizacji analiz statystycznych. wyniki klasyfikacji zależą od zastosowanej metody analizy skupień, sposobu obliczania odległości oraz przyjętych czynników wejściowych do analizy (cech diagnostycznych) i zawsze powinny być poparte analizą merytoryczną. dodatkowym ułatwieniem na końcowym etapie podejmowania decyzji o zakupie urządzenia może być zastosowanie porządkowania liniowego, które umożliwia wytypowanie z analizowanego zbioru najlepszego obiektu z uwzględnieniem preferencji użytkownika. wnioski – opracowano koncepcję metody wspomagania decyzji zakupu urządzeń do spawania metodą mig/mag przy wykorzystaniu analizy skupień oraz zweryfikowano jej przydatność. – przeprowadzono grupowanie analizą skupień 96 urządzeń do spawania metodą mig/mag oferowanych przez 9 producentów. zgodnie z kryteriami taksonomicznymi zbiór analizowanych urządzeń został podzielony na cztery skupienia niezależnie od zastosowanych metod analizy i wykorzystanych zestawów cech diagnostycznych. – kolejnym krokiem w kierunku rozwoju zaproponowanego podejścia do podejmowania decyzji zakupu źródeł prądu spawania może być zastosowanie do klasyfikacji urządzeń spawalniczych innych technik statystycznych, np. porządkowania liniowego, drzew klasyfikacyjnych, czy też sieci neuronowych. 33przegląd spawalnictwa vol. 86  12/2014 literatura [1] dobaj e.: maszyny i urządzenia spawalnicze. wydawnictwa naukowo-techniczne, warszawa 2005. [2] pilarczyk j., zeman w.: spawalnictwo dziś i jutro. biuletyn instytutu spawalnictwa w gliwicach 5/2012, s. 25-32. [3] lasocki k.: kryteria wyboru przy zakupie urządzeń i materiałów spawalniczych. przegląd spawalnictwa 12/1998, s. 6-8. [4] dąbrowski a.: urządzenia spawalnicze – budowa i charakterystyki. przegląd spawalnictwa 7/2010, s. 24-32. [5] chmielewski t., węglowski m.: analiza rynku spawalniczego w polsce pod względem sprzedaży urządzeń oraz materiałów spawalniczych. przegląd spawalnictwa 6/2010, s. 29-32. [6] chmielewski t., węglowski m., kudła k.: spawanie w pozycji pf metodą mma z wykorzystaniem nowej funkcji up w zasilaczach inwertorowych zbudowanych w technice micor. przegląd spawalnictwa 9/2014, s. 45-49. [7] sommer s.: wspomaganie decyzji zakupu urządzeń do spawania metodą mag. praca dyplomowa stopnia inżynierskiego realizowana pod kierunkiem dr. inż. dariusza fydrycha. politechnika gdańska 2012. [8] łapczyński m.: drzewa klasyfikacyjne i regresyjne w badaniach marketingowych. wydawnictwo uniwersytetu ekonomicznego w krakowie, kraków 2010. [9] larose d.t.: metody i modele eksploracji danych. wydawnictwo naukowe pwn, warszawa 2012. [10] dobosz m.: wspomagana komputerowo statystyczna analiza wyników badań. akademicka oficyna wydawnicza exit, warszawa 2004. [11] krzyśko m., wołyński w., górecki t., skorzybut m.: systemy uczące się. rozpoznawanie wzorców, analiza skupień i redukcja wymiarowości. wnt, warszawa 2008. [12] stanisz a.: przystępny kurs statystyki z zastosowaniem statistica pl na przykładach z medycyny. tom 3. analizy wielowymiarowe. wydawnictwo statsoft polska, kraków 2007. [13] młodak a.: analiza taksonomiczna w statystyce regionalnej. centrum doradztwa i informacji difin, warszawa 2006. [14] szromek a.r., krajewska-siuda e.: koncepcja klasyfikacji diagnostycznej dzieci z niskorosłością i jej ekonomiczne implikacje: ilościowe modele klasyfikacyjne w diagnostyce medycznej. wydawnictwo politechniki śląskiej, gliwice 2008. [15] nowak-brzezińska a.: wykrywanie reguł nietypowych – metody oparte na analizie skupień. studia informatica 34(2a)/2013, s. 239-250. [16] piekut m.: wydatki na zdrowie w gospodarstwach domowych – porównanie międzynarodowe. economics and management 1/2014, s. 79-96. [17] młynarczuk m., ładniak m.: wykorzystanie metod sztucznej inteligencji do wyszukiwania obrazem wybranych struktur skał. przegląd górniczy 3/2014, s. 58-64. [18] dudek g.: prognozowanie dobowych przebiegów zapotrzebowania na moc metodami analizy skupień. rynek energii 2/2011, s. 73-78. [19] mądry w., krajewski p., pluta s., żurawicz e.: wielocechowa analiza wartości hodowlanej i zróżnicowania genetycznego odmian porzeczki czarnej (ribes nigrum l.) na podstawie efektów ogólnej zdolności kombinacyjnej. acta scientiarum polonorum, hortorum cultus 3(2)/2004, s. 93-109. [20] depa l.: fauna mrówek (hymenoptera: formicidae) parku kalwaryjskiego w piekarach śląskich na tle myrmekofauny okolicznych siedlisk. acta entomologica silesiana 17/2009, s. 25-33. plany spawania teoria i praktyka – jacek słania ii wydanie książki w opracowaniu – dostępne w styczniu 2015 r. imię i nazwisko kontakt do osoby zamawiającej: adres nip zamawiam książkę plany spawania – teoria i praktyka w redakcji przegląd spawalnictwa w liczbie .... egz. cena 1 egzemplarz książki jacka słani: plany spawania – teoria i praktyka wynosi: 80 zł (w tym 5% vat) w celu zamówienia książki w redakcji należy wypełnić formularz zamieszczony obok i przesłać go w formie faksu, skanu lub listu na adres: redakcja – przegląd spawalnictwa aw simp ul. świętokrzyska 14a, 00-050 warszawa tel.: 22 827 25 42, faks: 22 336 14 79 e-mail: redakcja@pspaw.pl wpłaty należy dokonać na rachunek bankowy: bank bph s.a. oddział w warszawie 45 1060 0076 0000 3200 0043 1836 podpis ______________________________________________________ firma oświadczam, że jestem podatnikiem vat i upoważniam firmę do wystawienia faktury bez podpisu 106przegląd spawalnictwa vol. 87 5/2015 wybrane aspekty napraw odlewów korpusów urządzeń energetycznych selected aspects of the repair of cast bodies of power equipment dr inż. robert bęczkowski, dr inż. marek gucwa – politechnika częstochowska. autor korespondencyjny/corresponding author: rbeczkowski@spaw.pcz.pl streszczenie praca przedstawia analizę sposobu usuwania wad odlewniczych i wpływ wstępnego podgrzewania na jakość napawania drutem proszkowym. w artykule została przedstawiona charakterystyka ogólna materiałów używanych na odlewy korpusów ze wskazaniem na skład chemiczny oraz podstawowe właściwości mechaniczne. wymieniono także główne cechy jakimi powinny się charakteryzować materiały użyte na odlewy oraz omówiono zabiegi obróbki cieplnej mającej wpływ na jakość naprawianych powierzchni z szczególnym uwzględnieniem zagadnień podgrzewania przed pracami naprawczymi -regeneracyjnymi. omówiono wady powstałe w procesie odlewania jak i zasygnalizowano niezgodności spawalnicze mogące powstać w trakcie prac spawalniczych. wymienione zostały występujące wady, przyczyny ich występowania jak i sposoby, dzięki którym można ich uniknąć. część pracy została poświęcona praktycznym zagadnieniom napraw odlewów. omówiono główne czynności przygotowawcze przed rozpoczęciem prac spawalniczych mających istotne znaczenie na jakość prowadzonych prac. opisano doświadczenia w zakresie żłobienia palnikiem propanowo-tlenowym wad odlewniczych w połączeniu z napawaniem powstałych ubytków przy wykorzystaniu drutu proszkowego i konsekwencji braku zastosowania podgrzewania przed żłobieniem. słowa kluczowe: naprawa, wady odlewnicze, drut proszkowy, podgrzewanie, żłobienie abstract the paper presents an analysis of how to remove casting defects and the influence of preheating on the quality of welding flux cored wire. this article presents the general characteristics of the materials used for casting bodies with an indication of the chemical composition and the basic mechanical properties. also highlights the main features of which should be characterized by the materials used for casting and heat treatment procedures discussed having an impact on the quality of the repaired area with particular emphasis on the heating before repair work. defects which are discussed in the process of casting and welding signaled discrepancies that may arise during welding. these defects are present, their causes, and ways in which they can be avoided. part of the work has been devoted to practical issues casting repairs. these are the main preparatory activities before welding which are important to the quality of the work. experiments are described in terms of gouging torch propane-oxygen casting defects in conjunction with the resulting loss hardfacing using flux-cored wire and the consequences of non-application of heating before gouging keywords: repair, casting defects, cored wire, preheating, gouging wstęp turbina parowa jest nieodłączną częścią każdej klasycznej elektrowni. na jej poprawną pracę ma wpływ wiele czynników zarówno podczas projektowania jak i montażu. pierwszym etapem jej produkcji jest wykonanie odlewów. odlewy te pomimo doskonalenia technologii odlewniczych nadal posiadają pewne wady, które dyskwalifikują elementy do bezpośredniego montażu. celem niniejszej pracy jest przedstawienie wykorzystywanych technologii do usuwania wykrytych wad odlewniczych w korpusach turbin parowych, metody te można wykorzystać także przy rewitalizacji korpusów, które przepracowały określoną liczbę godzin i wymagają kapitalnego remontu lub uległy awaryjnemu uszkodzeniu. do wytwarzania korpusów turbin parowych używane są staliwa, charakteryzujące się dużym skurczem odlewniczym, w zakresie od 1,6 do 2,1%, w przypadku staliw stopowych skurcz może być większy. wymagana temperatura odlewania to 1600÷1700 ºc. z powodu dużej gęstopłynności i dużej jamy skurczowej formowanie odlewów staliwnych wymaga dużych nadlewów i układu wlewowego. staliwa nisko-węglowe (<0,2%c) i niektóre wysokostopowe odznaczają się złą lejnością. struktura otrzymanych odlewów może zawierać takie wady jak: mikrorzadzizny, pęknięcia, pęcherze itp. wraz ze zwiększeniem zawartości węgla lejność staliwa poprawia się tak, że odlewanie staliwa średnioi wysokowęglowego nie powodują większych trudności, a struktura otrzymanych odlewów pozbawiona jest wad, lecz utrudniona jest jego spawalność. robert bęczkowski, marek gucwa 107przegląd spawalnictwa vol. 87  5/2015 własności mechaniczne staliw, są zależne głównie od zawartości węgla, z tym że są nieco mniejsze niż w przypadku stali, zwłaszcza plastyczność, natomiast wytrzymałość na pełzanie jest często większa. przyczyną małej stosunkowo plastyczności staliwa jest struktura dendrytyczna, wiąże się to z segregacją c, p i pierwiastków stopowych. wadą staliw, która wpływa na własności mechaniczne, jest silny wpływ grubości ścianki odlewu (szybkości krzepnięcia). własności mechaniczne staliwa są poprawiane za pomocą obróbki cieplnej, takiej jak: ujednorodnienie, normalizowanie, odprężanie, a także hartowanie i odpuszczanie. warunki jakie powinny spełniać odlewy korpusów turbin zostały przedstawione w serii norm pn-en 10213 warunki techniczne dostawy odlewów staliwnych do pracy pod ciśnieniem, gdzie zawarte są informacje dotyczące składu chemicznego oraz własności mechanicznych z uwzględnieniem wymaganej obróbki cieplnej, jak i własności materiałów w podwyższonych temperaturach. głównymi cechami, którymi muszą się charakteryzować materiały przeznaczone do pracy w powyższych warunkach są żaroodporność i żarowytrzymałość [1÷3]. z uwagi na charakter pracy elementów wykonanych ze stali energetycznych, oprócz określonych własności takich jak granicy plastyczności (rte), umownej granicy plastyczności w podwyższonej temperaturze (rp0,2) i wytrzymałości na rozciąganie (rtm), należy wymienić parametr, pozwalający mierzyć ich przydatność do pracy w podwyższonych temperaturach. tym parametrem jest odporność na pełzanie – czyli na powolne zwiększanie się trwałych odkształceń materiału poddanego długotrwałemu obciążeniu. charakteryzując zjawisko pełzania zachodzące w czasie pracy w podwyższonych temperaturach, które powoduje wzrost plastyczności, co z kolei prowadzić może do trwałych odkształceń i wydłużeń elementów, wymienić można trzy parametry, od których ono zależy to: wielkość obciążenia i czas jego trwania oraz temperatura. w przypadku staliw często wymagana jest obróbka cieplna, którą możemy podzielić na dwa etapy. pierwszy etap przygotowanie materiału do spawania, natomiast drugi właściwa obróbka cieplna w postaci wyżarzania po spawaniu. podgrzewanie do spawania i w trakcie spawania – ma na celu: – zmniejszenie prędkości chłodzenia i uniknięcie wystąpienia kruchych struktur hartowniczych i ewentualnych pęknięć metali i stopów przechodzących przemiany fazowe, – ułatwienie spawania (zwiększenie szybkości, zapewnienie właściwego wtopienia) materiałów o dużym przewodnictwie cieplnym i przedmiotów grubych o dużej pojemności cieplnej, – osuszenie obszaru złącza i usunięcie skondensowanej na powierzchni wilgoci mogącej być przyczyną porowatości lub pękania złączy, – zmniejszenie naprężeń skurczowych i twardości w strefie wpływu ciepła. ponadto należy nie tylko odpowiednio podgrzać dany przedmiot, czy materiał ale także cały czas kontrolować temperaturę międzyściegową. temperatura ta powinna być nie mniejsza niż temperatura podgrzewania wstępnego, a jej maksymalna wartość tak dobrana aby nie spowodować przegrzania złącza. do nagrzewania wstępnego używa się najczęściej palników propanowo-powietrznych. innym sposobem podgrzewania przed spawaniem jak i prowadzenia obróbki cieplnej jest użycie nagrzewnic oporowych lub indukcyjnych. dzięki nim możemy zapewnić odpowiednią temperaturę podczas prowadzenia prac spawalniczych oraz rejestrować przebieg procesu. zastosowanie zabiegów obróbki cieplnej po spawaniu pozwala na uzyskanie odpowiedniej struktury złącza, nadanie mu pożądanych właściwości mechanicznych, usuniecie naprężeń spawalniczych bądź własnych. najczęściej stosowanymi zabiegami są operacje wyżarzania. wyżarzanie dzielimy na takie, w których zachodzi przemiana alotropowa i decyduje ona o końcowej strukturze (ujednorodniające, normalizujące, zupełne, zmiękczające, izotermiczne), oraz takie, w których ona nie występuje (rekrystalizujące, odprężające, stabilizujące). wady odlewnicze powstałe w procesie odlewania, w celu klasyfikacji i ustalenia przyczyn powstawania zostały podzielone na pięć grup: – wady kształtu niedolew, uszkodzenie mechaniczne, wypchnięcie, zalewka, niedotrzymanie wymiarów, przestawienie, wypaczenie. stwierdza się je na podstawie oględzin i pomiarów kontrolnych (rys. 1). – wady powierzchni odlewanej między innymi: chropowatość, zanieczyszczenia, wżarcie, pęcherze, strupy, fałdy, nadtopienie, wgniecenie, naloty itp (rys. 2). – przerwy ciągliwości pęknięcia, naderwanie, niespawy (rys. 3). rys. 2. wady powierzchni odlewanej: chropowatość i pęcherze fig. 2. surface defects cast: roughness and blisters rys. 1. wady odlewnicze: wady kształtu fig. 1. casting defects: defects in shape rys. 3. pęknięcia na zewnętrznej powierzchni odlewu fig. 3. cracks on the outer surface of the casting 108przegląd spawalnictwa vol. 87 5/2015 – wady wewnętrzne bąbel, pęcherz, sitowatość, jama skurczowa, zażużlenia, segregacja itp. stwierdza się po obróbce mechanicznej przy zastosowaniu badań ultradźwiękowych oraz rentgenowskich. – wady materiału skład chemiczny niezgodny z warunkami technicznymi, złe własności użytkowe i wytrzymałościowe itp. stwierdza się na podstawie analizy chemicznej, badań metalograficznych, wytrzymałościowych itp. najczęstszymi przyczynami występowania wad odlewniczych są: niewłaściwa konstrukcja odlewu, wadliwa konstrukcja lub wykonanie modelu, niewłaściwy materiał formierski, nieodpowiednie wykonanie formy, niewłaściwe przygotowanie stopu, źle dobrane warunki zalewania formy, niewłaściwie wykonane wybijanie, czyszczenie i wykańczanie odlewu. naprawa odlewów wadliwych dotyczy wad kształtu, powierzchni i ciągłości. najważniejsze sposoby naprawiania wadliwych odlewów to: • prostowanie i usuwanie wad powierzchniowych sposobem mechanicznym szlifowanie, ścinanie, frezowanie, • czopowanie (wywiercenie materiału i wstawienie czopów, wkrętów), • kitowanie nakładanie odpowiednich kitów w miejscach wadliwych, • nasycanie odlewów usuwanie nieszczelności w odlewach pracujących pod ciśnieniem stosuję się odpowiednie lakiery, ciekłe metale itp. • metalizacja wlewanie ciekłego metalu w miejsce wadliwe bez nadtapiania odlewu, • spawanie naprawa pęknięć, niedolewów, pęcherzy itp. • lutowanie nagrzanie odlewu palnikiem i uzupełnienie niedoboru, • nadlewanie uzupełnienie uszkodzonych części odlewu lub niedolewów, • zastosowanie obróbki cieplej odlewu uzyskanie odpowiedniej struktury i właściwości odlewu [3÷5]. przystępując do naprawy należy określić jego zakres. w pierwszym etapie prac to przyjecie odlewu, identyfikacja gatunku staliwa, zapoznanie się z dokumentacją techniczną, procedurami i instrukcjami dostarczonymi przez klienta oraz sporządzenie dokumentacji fotograficznej. dokonuje się także pierwszych oględzin wizualnych, podczas których można określić, czy korpusy posiada wady powierzchni takie jak: chropowatość, wżery, pęcherze, fałdy, wgniecenia, nadtopienia, zanieczyszczenia, naloty, a także wady kształtu takie jak: uszkodzenia mechaniczne, niedolewy, niedotrzymanie wymiarów, czy pozostałości po wlewkach i żebrach (rys. 4a i 4b). metodyka badań przed przystąpieniem do prac spawalniczych konieczne jest przygotowanie korpusu do badań ndt. odlew poddawany jest śrutowaniu oraz usuwane są pozostałości żeber i wlewków. następnie kontrolowana jest jego geometria i poddawany jest on obróbce zgrubnej, po której następuje następna seria pomiarów kontrolnych geometrii oraz grubości ścianek (rys. 5). pierwszą operacją występującą podczas naprawy odlewów jest usunięcie wad odlewniczych wykrytych podczas badań nieniszczących. wykonać to można poprzez szlifowanie, żłobienie elektrodami otulonymi lub palnikiem gazowym, każda z tych metod ma swoje zalety i wady. w artykule podjęto się analizy zastosowania do żłobienia palnika propanowo-tlenowego w celu usuwania wad w odlewie przeprowadzono próby technologiczne i doboru optymalnych warunków. próby żłobienia zostały przeprowadzone na stali gatunku 13 hmf palnikiem propanowo-tlenowym. w pierwszym etapie wyżłobiono rowki o głębokości 3-4 mm w dwóch próbkach oznaczonych jako a i b. próbka a została podgrzana wstępnie rys. 4. surowe, nieoczyszczone odlewy: a) powierzchnia wewnętrzna; b) zewnętrzna fig. 4. raw uncleaned castings: a) the inner surface, b) outer surface a) b) palnikiem propanowo-tlenowym do temperatury 150 ºc. próbka b została poddana żłobieniu bez podgrzewania wstępnego. w próbkach wyżłobione zostały rowki o kształcie zbliżonym do pokazanego na rysunku 6. w drugim wykonano napawanie drutem proszkowym samo osłonowym [5]. rys. 5. odlew oczyszczony, po obróbce zgrubnej przygotowanego do badań ndt fig. 5. purified cast after roughing prepared for ndt rys. 6. kształt wyżłobionych rowków fig. 6. the shape of the carved grooves 109przegląd spawalnictwa vol. 87  5/2015 analiza wyników na zgładzie próbki a zaobserwowano szerokość strefy wpływu ciepła na poziomie 1,1 do 1,5 mm, a dla próbki b od 1,2 do 2,0 mm. twardości vickersa (hv10) zmierzone dla badanych próbek przedstawiono na rysunku 7. rys. 7. wykres twardości hv10 próbki a i b fig. 7. graph of hardness hv10 sample a and b numer odcisku h v 10 rys. 8. próbka b po spawaniu, struktura napoiny bainityczno-ferrytyczna, pęknięcie w swc fig. 8. sample b after welding, the weld structure ferritic-bainitic, visible crack in the haz rys. 9. próbka b po spawaniu, struktura bainityczno-ferrytyczna pęknięcie w swc fig. 9. sample b after welding, ferritic-bainitic structure visible crack in the haz rys. 10. próbka a po spawaniu, struktura bainityczno-ferrytyczna fig. 10. sample a after welding, ferritic-bainitic structure literatura [1] pn en 10027-1:2007 systemy oznaczania stali -część 1: znaki stali [2] pn-en 10213:2010 odlewy staliwne do pracy pod ciśnieniem. [3] dobrzański l.a; podstawy nauki o materiałach i metaloznawstwo, wnt, warszawa 2002. [4] perzyk m., s waszkiewicz s., kaczorowski m., jopkiewicz a.; odlewnictwo, wnt, warszawa 2000. podsumowanie żłobienie powinno odbywać się wyłącznie po uprzednim podgrzaniu wstępnym materiału rodzimego. jak wykazał pomiar twardości próbki żłobione bez podgrzania wstępnego charakteryzowały się ok. 40% wzrostem twardości w swc względem materiału rodzimego oraz większą głębokością utwardzenia do 2 mm. doprowadziło to do powstania pęknięć w swc podczas napawania ubytku (rys. 8 i 9). powierzchnie żłobione bez podgrzewania wstępnego charakteryzują się grubszą warstwą twardej, nadtopionej i zakrzepłej struktury oraz zanieczyszczeń. pod względem strukturalnym korzystniejsza jest struktura swc próbek żłobionych z podgrzewaniem wstępnym. próbki żłobione na zimno charakteryzowały się twardą strukturą martenzytyczną lub martenzytyczno-bainityczną o twardości powyżej 350hv10 (rys. 7) i przeszło dwukrotnym wzroście twardości w stosunku do materiału rodzimego. [5] wodecki d.; technologie naprawy odlewów korpusów oraz uzbrajania komór zaworowych turbin wielkogabarytowych wykonanych ze stali energetycznych, politechnika częstochowska, częstochowa 2010 na rysunkach 8÷10 pokazano strukturę oraz niezgodności spawalnicze – pęknięcia 100 (pn en iso 6520-1) powstałe po procesie naprawy odlewu. ps 02 2018 www.pdf 18 przegląd  spawalnictwa vol. 90 2/2018 wpływ obróbki powierzchni przy użyciu zimnej plazmy  na przyczepność powłoki galwanicznej do kompozytu  grafitowego i jej przydatność w procesach   lutowania miękkiego the influence of cold plasma-surface modification on the grip of the electroplating finish to graphite composite and for its usefulness in soldering processes dr hab. inż. zbigniew zimniak, prof. pwr; prof. dr hab. inż. zbigniew mirski; mgr inż. ireneusz ciepacz; dr hab. inż. kazimierz  granat prof. pwr; dr inż. tomasz wojdat – politechnika wrocławska. autor korespondencyjny/corresponding author: zbigniew.zimniak@pwr.edu.pl streszczenie w artykule przedstawiono problematykę dotyczącą przygotowania powierzchni kompozytu grafitowego przed nałożeniem galwanicznej powłoki miedzianej i jej wpływ na proces lutowania miękkiego w połączeniach z materiałami metalicznymi. na próbki z kompozytu grafitowego, którego powierzchnię przygotowano różnymi metodami, oraz w końcowej obróbce przy użyciu zimnej plazmy, wytworzonej w atmosferze argonu, naniesiono galwanicznie warstwę miedzi, a następnie wykonano badania przyczepności powłoki do podłoża. wyniki te porównano z wcześniej przeprowadzonymi pomiarami wytrzymałościowymi złączy kompozytu z naniesioną powłoką miedzianą, lutowanych na miękko z elementami ze stopu aluminium pa38 (6060). słowa  kluczowe: kompozyt grafitowy; lutowanie miękkie; powłoki galwaniczne; zimna plazma abstract in the article issues concerning preparing the surface of graphite composite before putting the galvanic copper layer and its influence on the soldering process were described in connections with metallic materials. to samples of graphite composite, of which the area was prepared with different methods, and in final processing using cold plasma, produced in the atmosphere of argon, galvanic a layer of copper was put, and then a research on the grip of the layer was performed to base material. the results were compared with earlier conducted endurance measurements of connectors of composite with the copper layer, soldered on softly with elements of the alloy of pa38 aluminium (6060). keywords:  graphite composite; soldering; galvanic coats; cold plasma wstęp spajanie materiałów takich, jak ceramika, grafit i materiały kompozytowe na osnowie grafitu stanowi zwykle duży problem technologiczny. połączenia te są zwykle wykonywane poprzez procesy lutowania wysokotemperaturowego w próżni, w których decydujący wpływ mają zjawiska o charakterze dyfuzyjnym [6]. obserwując liczne doniesienia literaturowe mówiące o wpływie obróbki zimną plazmą na stan i aktywność powierzchni materiałów [3,7,8,11], które zostały przygotowane przy użyciu tej technologii, można przypuszczać, że może ona poprawić powierzchnię także dla potrzeb nakładania powłok galwanicznych. połączenia materiałów wytworzonych na osnowie grafitu z aluminium i jego stopami znajdują zastosowanie w urządzeniach przewodzących prąd elektryczny, dlatego też złącza muszą cechować się odpowiednią przewodnością zbigniew zimniak, zbigniew mirski, ireneusz ciepacz, kazimierz granat, tomasz wojdat przeglad welding technology review elektryczną i wytrzymałością mechaniczną. dobrą przewodność elektryczną można uzyskać stosując połączenie metaliczne uzyskane w procesie lutowania miękkiego. lutowanie grafitu w sposób bezpośredni jest jednak niemożliwe do wykonania z uwagi na brak jego zwilżalności lutami miękkimi [9,10]. materiały użyte do badań w badaniach zastosowano materiał kompozytowy na bazie koksu pakowego z dodatkiem grafitu (spełniającego funkcję smaru) i 40% wag. ziaren cu jako napełniacza, sklejonych żywicą wypaloną do węgla szklistego, dostarczonego przez firmę carbo-graf sp. z o.o., z raciborza. doi: http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v90i2 .855 19przegląd  spawalnictwa vol. 90 2/2018 wyżej wymieniony materiał poddano obróbce przygotowania powierzchni, nałożono warstwę powłoki galwanicznej miedzianej, a następnie poddano badaniom przyczepności powłoki do podłoża metodą „pull-off” przy użyciu testera elcometer 510, wg normy pn-en iso 4624:2004. zakres badań zrealizowano następujący zakres badań: a) przygotowanie powierzchni materiału kompozytowego: – odtłuszczanie ultradźwiękowe, – aktywacja w bezwodniku chromowym; b) pomiary zwilżalności powierzchni kompozytu grafitowego po każdym ze sposobów przygotowania powierzchni; c) pomiary chropowatości powierzchni kompozytu grafitowego przed nałożeniem powłoki galwanicznej; d) wstępne zarysowanie powierzchni przed nałożeniem warstwy galwanicznej za pomocy głowicy 10 mm testera elcometer 510 [2]; e) obróbka powierzchni przy użyciu zimnej plazmy; f) naniesienie galwanicznej powłoki miedzianej na kompozyt grafitowy; g) pomiary przyczepności powłoki galwanicznej do powierzchni kompozytu grafitowego metodą zrywania powłoki (metoda pull-off); h) opracowanie wyników i wnioski. przygotowanie powierzchni materiałów przed nałożeniem powłoki galwanicznej ma zasadnicze znaczenie dla jej przyczepności do podłoża, a w przypadku powłok stanowiących warstwy pośrednie w połączeniach lutowanych ważne też jest znaczne rozwinięcie powierzchni oraz usunięcie wszelkiego rodzaju pozostałości po obróbce strumieniowościernej. do badań wytypowano następujące sposoby przygotowania powierzchni: – obróbka szlifierska, – obróbka strumieniowo-ścierna, – obróbka chemiczna, – obróbka przy użyciu zimnej plazmy w atmosferze argonu wcześniej przygotowanych podłoży. przygotowanie powierzchni materiału  kompozytowego szlifowanie próbek przeprowadzono przy użyciu papieru ściernego o gradacji 180. obróbkę strumieniowo-ścierną zrealizowano przy użyciu korundu o gradacji 30. po obróbce rys. 1. obróbka materiału kompozytowego przy użyciu zimnej plazmy: a) widok ogólny, b) pomiar temperatury plazmy kamerą termowizyjną fig. 1. treatment of a composite material using a cold plasma: a) general view, b) plasma temperature measurement with a thermal imager szlifierskiej próbki były myte w myjce ultradźwiękowej, płukane, aktywowane w roztworze bezwodnika chromowego, ponownie płukane i suszone. część próbek bezpośrednio przed obróbką galwaniczną poddano obróbce przy użyciu zimnej plazmy, wytworzonej w atmosferze argonu (rys. 1) [11]. plazma, ze względu na odmienne od fazy stałej, ciekłej i gazowej właściwości, powstaje w temperaturach, w których średnie energie kinetyczne cząstek przekraczają wartość potencjału jonizacyjnego. plazma niskotemperaturowa jest najczęściej gazem zjonizowanym w niewielkim stopniu, o dużej lub bardzo dużej zawartości cząstek neutralnych w skład której wchodzą jądra atomów, cząstki elementarne (wolne elektrony), a także, atomy, ich jony oraz cząsteczki. zastosowanie takiej plazmy pozwala na zwiększenie energii powierzchniowej łączonych materiałów. plazma tego typu stosowana była do tej pory tylko do obróbki powierzchni tworzyw sztucznych w celu otrzymywania specjalnych właściwości potrzebnych do procesów klejenia, czyszczenia czy poprawy zwilżalności lub ścieralności [3,4]. zaprojektowane urządzenie do obróbki plazmowej charakteryzuje się mocą 300 w oraz napięciem pracy 18 kv. oddziaływanie plazmy na powierzchnię kompozytu grafitowego spowoduje znaczne zwiększenie energii powierzchniowej (zmniejszenie kąta zwilżania), co przyczyni się do lepszej przyczepności nanoszonej powłoki [4]. badania aktywności powierzchni obróbka powierzchni i jej wpływ na parametry zwilżalności powierzchni, zbadano przy użyciu metody kroplowej (test tinte) firmy tigres gmbh [5] (tabl. i) oraz porównawczo                 rodzaj testu [mn/m] rodzaj obróbki 28 36 42 48 58 72 szlifowanie szlifowanie+plazma strumieniowo-ścierna strumieniowo-ścierna+plazma – brak zwilżania, – zwilżanie tablica  i. wyniki testu kroplowego na energię zwilżalności powierzchni po różnych rodzajach przygotowania powierzchni kompozytu grafitowego table i. results of the drop test for energy of surface wettability after different types of surface preparation of graphite composite a) b) 20 przegląd  spawalnictwa vol. 90 2/2018 gdzie było to możliwe przy zastosowaniu analizatora energii powierzchni kruss ds. aht-12 z oprogramowaniem htm firmy reetz gmbh (rys. 2). badania przy użyciu analizatora ath12 firmy kruss możliwe były do wykonania tylko dla próbek szlifowanych i potwierdziły one wyniki testu kroplowego. jedynie dla obróbki strumieniowo-ściernej z oddziaływaniem plazmy uzyskano zwilżanie w każdym teście. pomiary chropowatości powierzchni rodzaje obróbki powierzchni oraz otrzymane parametry chropowatości ra i rz przedstawiono w tablicy ii. zgodnie z oczekiwaniami, największą chropowatość uzyskano dla powierzchni przygotowanych poprzez obróbkę strumieniowościerną. oddziaływanie plazmy spowodowało nieznaczne wygładzenie tych powierzchni. podane wyniki są wartościami średnimi z trzech pomiarów. pokrywanie próbek powłoką galwaniczną do pokrywania próbek kompozytowych wybrano powłokę miedzianą. proces pokrywania realizowano przy użyciu bezcyjankowej alkalicznej kąpieli do miedziowania surtec 864. jest to kąpiel wytworzona na bazie pirofosforanów [5,12] (rys. 3). parametry pokrywania galwanicznego były następujące: – temperatura procesu: 60 °c, – czas procesu: 60 min, – gęstość prądu: 3 a/dm2. na rysunku 4 pokazano przekrój poprzeczny naniesionych powłok miedzianych na podłożu kompozytu grafitowego, przygotowanego przez szlifowanie i obróbkę strumieniowo-ścierną. tablica ii. wpływ rodzaju obróbki powierzchni na wielkość parametru chropowatości materiału kompozytowego table ii. the influence of the surface treatment type on the roughness parameter of the composite material rys.  2.  analizator energii powierzchniowej firmy kruss model aht12 (a, b) fig. 2. surface energy analyzer kruss model aht12 (a, b) rys.  3.  zestaw do nakładania miedzianej powłoki galwanicznej z kąpieli alkalicznej fig. 3. stand for applying a copper galvanic coating from an alkaline bath rys. 4.  powłoki miedziane na podłożu kompozytu grafitowego, przygotowanego przez: a) szlifowanie, grubość powłoki 35 μm, b) obróbkę strumieniowo-ścierną, grubość powłoki 20÷50 μm; 1– powłoka cu, 2 – kompozyt grafitowy fig. 4. copper coatings on a graphite composite substrate prepared by: a) grinding, 35 μm coating thickness, b) abrasive blasting, coating thickness 20÷50 μm; 1– cu coating, 2 – graphite composite rodzaj obróbki  ra [µm] rz [µm] szlifowanie 2,71 18,38 szlifowanie+plazma 2,62 17,14 strumieniowo-ścierna 9,49 52,09 strumieniowo-ścierna+plazma 7,56 45,83 a) b) 100 µm 1 100 µm 2 a) b) 21przegląd  spawalnictwa vol. 90 2/2018 literatura [1] adams r.d.: adhesive bonding science, technology and application, woodhead publishing limited 2005. [2] biestek t., sękowski s.: metody badań powłok metalowych, wnt, warszawa 1973. [3] borcia g., chiper a., rusu i.: using a he + n2 dielectric barrier discharge for the modification of polymer surface properties, plasma sources sci. technol., 2006, 15, pp. 849-857. [4] stryczewska h.d.: technologie zimnej plazmy, wytwarzanie, modelowanie, zastosowania, elektryka, 201, zeszyt 1 (217), rok lvii, instytut podstaw elektrotechniki i elektrotechnologii, politechnika lubelska, lublin 2014. [5] campbell f., frauenhofer j.a.: surface technology, 1976, 4, pp. 403-406. [6] chmielewski t.: wykorzystanie energii kinetycznej tarcia i fali detonacyjnej do metalizacji ceramiki, prace naukowe pw, seria mechanika, zeszyt 232, warszawa 2012. [7] critchlow g.w., brewis d. m.: review of surface pretreatments for aluminium alloys, int. j. adhes. adhes.,1996, 16, pp. 255-275. wnioski  na podstawie przeprowadzonych badań sformułowano następujące wnioski: 1. wytwarzanie dobrej jakości połączeń kompozytu grafitowego ze stopem aluminium pa38 metodą lutowania miękkiego wymaga zastosowania galwanicznej warstwy pośredniej cu o grubości ok. 5÷50 µm naniesionej na podłoże grafitowe. 2. decydujący wpływ na przyczepność naniesionych powłok miedzianych na podłoże z kompozytu grafitowego ma sposób przygotowania powierzchni materiału podłoża. zastosowanie obróbki strumieniowo-ściernej powierzchni połączonej z obróbką zimną plazmą z zastosowaniem argonu, umożliwia prawie dwukrotny wzrost wytrzymałości na oderwanie powłoki od podłoża. 3. zastosowanie dodatkowo obróbki zimną plazmą powierzchni pod pokrycie galwaniczne zwiększa w sposób znaczący przyczepność powłoki do podłoża. [8] iorio i. de, leone c., nele l., tagliaferri v.: plasma treatments of polymeric materials and al alloy for adhesive bonding, j. mater. process technol., 1997, 68, pp. 179-183. [9] mirski z., wojdat t., stachowicz m.: soldering of aluminium with copper and steel using intermediate layer zn-ni, archives of civil and mechanical engineering, 2015, vol. 15, nr 4, pp. 903-910. [10] mirski z.,wojdat t., piwowarczyk t., granat k., derlukiewicz w., ciepacz i., jakubczyk a.: lutowanie miękkie kompozytu grafitowego ze stopem aluminiowym pa38, przegląd spawalnictwa, 2016, vol. 88, nr 9, s. 50-55. [11] tioshifuji j., katsumata t., takikawa h., sakakibara t. & shimizu i.: cold arcplasm jet on the atmospheric pressure for surface modification, surface and coating tech. 2003, 171, pp. 302-306. [12] wiedemann r., motta de sillos r.: technical handbook, surface treatments, 2007, pp. 136-138. rys. 5. tester przyczepności powłok elcometer 510 z głowicami pomiarowymi fig. 5. adhesive tester elcometer 510 for coatings with measuring warheads lp. przygotowanie  powierzchni naprężenie  potrzebne   do oderwania  powłoki pz  [mpa] wytrzymałość  rt średnia  z prób  statycznego  ścinania [mpa] 1. szlifowanie 7,0 6,3 2. szlifowanie+plazma 9,6 9,4 3. obróbka strumieniowo -ścierna 14,8 12,5 4. obróbka strumieniowo -ścierna+plazma 22,8 17,6 tablica iii. wyniki testu wytrzymałości na oderwanie powłoki galwanicznej od podłoża table iii. results of the test of resistance to peeling off the galvanic coating from the substrate charakter połączenia nałożonych powłok galwanicznych miedzianych na podłoże z kompozytu grafitowego obrabianego przez obróbkę szlifierską był przeważnie adhezyjny. natomiast w przypadku próbek po obróbce strumieniowościernej i obróbką z użyciem zimnej plazmy, charakter połączenia był mieszany, tj. częściowo adhezyjny, a częściowo kohezyjny. test przyczepności powłoki miedzianej  do kompozytu grafitowego test przyczepności nałożonych powłok miedzianych na powierzchnie przygotowanych w różny sposób próbek z kompozytu grafitowego przeprowadzono przy użyciu urządzenia elcometer 510 z głowicą zdzierająca ø10 mm (rys. 5). wstępnie zarysowano urządzeniem próbki nie pokryte, aby określić punkt odniesienia dla poszczególnych rodzajów podłoża [1]. otrzymane wyniki zamieszczono w tablicy iii, porównując je z wcześniej otrzymanymi wynikami ze statycznej próby ścinania połączeń lutowanych detali ze stopu aluminium pa38. 10 mm 14,2 mm 20 mm 50 mm 201112_pspaw.pdf 59przegląd spawalnictwa 12/2011 tomasz chmielewski dariusz golański grzegorz gontarz pomiar naprężeń własnych powłok metalicznych natryskiwanych termicznie measurement of residual stresses  in thermally sprayed metallic layers dr inż. tomasz chmielewski, dr hab. inż. dariusz golański, mgr inż. grzegorz gontarz – politechnika warszawska. streszczenie przeprowadzono ocenę rozkładu naprężeń w natryskiwanych powłokach tytanowych i kompozytowych (al2o3+ti) na podłożach ceramicznych. celem badań była weryfikacja wyników naprężeń otrzymanych na stanowisku pomiarowym do badania naprężeń metodą krzywizny wygięcia. wyniki pomiarów zestawiono z naprężeniami obliczonymi metodą numeryczną (mes) dla analogicznych próbek i materiałów. zbudowane stanowisko pomiarowe umożliwiło wstępną weryfikację obliczeń numerycznych, które udostępniają znacznie więcej danych o rozkładzie naprężeń na przekrojach próbek. abstract the evaluation of residual stresses in thermally sprayed titanium and composite ti+al2o3 coatings on ceramic substrates have been conducted. the main purpose of the research was to perform initial verification of stresses obtained by the curvature measurement of analyzed samples. the results has been compared to numerical simulations (fem) of residual stresses in models reflected real coating/substrate samples. the built curvature measuring system allowed for initial verification of obtained results from numerical computations, which give us much more data about the distribution of residual stresses across the coating and substrate. wstęp ocena naprężeń w natryskiwanych termicznie powłokach metalicznych i ceramicznych decyduje o trwałości eksploatacyjnej nanoszonych powłok. żadna metoda oceny stanu naprężeń, nie zapewnia jednak w 100% uzyskanie rzeczywistych wyników. stąd, do wyznaczania naprężeń własnych w układzie powłoka-podłoże wykorzystuje się często kilka różnych metod, które wzajemne uzupełniając się, umożliwiają na weryfikację wyników. w celu wykonania zbudowano stanowisko pomiarowe do oceny stanu naprężeń metodą krzywizny w natryskiwanych termicznie powłokach. umożliwia ona pomiar krzywizny wygięcia układu powłoka-podłoże, na podstawie którego można wyznaczyć średnie naprężenie własne w powłoce. do oceny zmian naprężeń własnych na przekroju powłokapodłoże zastosowano analizę numeryczną (mes) modelu odzwierciedlającego badane próbki. metoda pomiaru naprężeń została zweryfikowana. naprężenia w układzie powłoka-podłoże w procesie natryskiwania cieplnego materiału powłokowego (ti) na podłoże ceramiczne (al2o3) uzyskuje się dość cienkie warstwy (0,05÷0,2 mm) dobrze związane z podłożem. nanoszenie grubszych powłok wiąże się ze wzrostem naprężeń, który często prowadzi do delaminacji powłoki po procesie natryskiwania, stąd znaczenie naprężeń własnych w tego typu układach jest bardzo duże. naprężenia własne (δres) w natryskiwanych powłokach są sumą naprężeń pochodzących od chłodzenia ciekłych kropli materiału powłokowego (δq) oraz 60 przegląd spawalnictwa 12/2011 naprężeń w czasie chłodzenia powstałej powłoki i podłoża jako całości (δc): (1) gdzie: (2) (3) przy czym: αc,s – współczynnik rozszerzalności cieplnej powłoki i podłoża; tm, ts – temperatura topnienia materiału powłoki, temperatura podłoża; δt – różnica temperatury; ec – moduł younga powłoki, v – liczba poissona. układ powłoka-podłoże możemy rozpatrywać jako połączenie dwóch płyt (rys. 1a). w wyniku różnego skurczu poprzecznego obu materiałów, powstającego w procesie ich chłodzenia, powstaje pewne niedopasowanie płyt δe (rys. 1b), przy czym układ sił poprzecznych musi być w równowadze dla całego układu (rys. 1c). efektem końcowym jest zatem wygięcie płyt związane z powstającymi momentami gnącymi m (rys. 1d) i opisane krzywizną wygięcia k. clyne [1] opisał w sposób analityczny powyższy model, uzyskując rozwiązanie umożliwiające wyznaczenie naprężeń na kierunku x w powłoce i podłożu: – naprężenie na powierzchni górnej powłoki: (4) – naprężenie na powierzchni dolnej powłoki: (5) – naprężenie na powierzchni górnej podłoża: (6) – naprężenie na powierzchni dolnej podłoża: (7) gdzie: δc,s – naprężenie w powłoce (c) i podłożu (s); δε = (αs αc) δt, αc,s – współczynnik rozszerzalności cieplnej powłoki i podłoża, δt – różnica temperatury; ec’ = ec/(1 – v c), es’=es/(1 – v s); hc,s – grubość powłoki, podłoża; ec,s – moduł younga powłoki, podłoża, k – krzywizna wygięcia (1/r); δ – zmierzone ugięcie układu (rys. 2). rys. 1. schemat powstawania wygięcia w układzie dwóch płyt opisujących powłokę i podłoże fig. 1. the scheme of deflection of two plates representing coating and substrate krzywiznę wygięcia k można wyznaczyć z następującej zależności: (8) najbardziej znana teoria związana z oceną naprężeń przez pomiar krzywizny wygięcia oparta jest na równaniu stoneya [2, 3]: (9) gdzie: r1 i r2 są promieniami krzywizny podłoża przed nałożeniem (r1) i po nałożeniu powłoki (r2). jest ona ważna przy założeniu, że grubość powłoki jest dużo mniejsza od grubości podłoża. w przeciwnym wypadku konieczna jest modyfikacja równania stoneya, tak aby uwzględniała porównywalne grubości warstw. w takim układzie równanie stoneya ulegnie modyfikacji do następującej postaci [4]: (10) rys. 2. ugięcie podłoża z powłoką po natryskiwaniu fig. 2. coating and substrate deflection after thermal spraying 61przegląd spawalnictwa 12/2011 przyrząd do badania wygięcia podłoża z powłoką po procesie natryskiwania do badania wygięcia oraz naprężeń własnych w natryskiwanych powłokach skonstruowano i zbudowano specjalny przyrząd (rys. 3a). składa się on ze sztywnego statywu, na którym zamocowano płytki podkładowe i obciążające oraz kołki oporowe i ustalające. na dole przyrządu zamocowany został cyfrowy czujnik zegarowy (dokładność 0,001 mm) do pomiaru wygięcia płytki. badaną próbkę podłoża przeznaczoną do natryskiwania umieszczano na trzech kołkach podporowych i obciążano z drugiej strony płytką przez trzy kołki (rys. 3b). do tak ustawionej płytki materiału podłoża kalibrowano wskazanie czujnika do wartości 0. po procesie próbkę podłoża z powłoką umieszczano ponownie w przyrządzie stroną nienatryskiwaną ustawioną w kierunku końcówki pomiarowej czujnika i po ustaleniu pozycji dokonywano ponownego odczytu wskazania czujnika, który rejestrował ugięcie płytki w środku jej długości. rys. 3. przyrząd do pomiaru ugięcia (a) natryskiwanych próbek (b) fig. 3. deflection measurement device (a) of thermally sprayed samples (b) próby natryskiwania w celu oceny wygięcia oraz pomiaru naprężeń własnych przeprowadzono próby natryskiwania powłok tytanowych oraz kompozytowych na podłoże ceramiki al2o3. taki zestaw materiałów (tytan, al2o3) o znacznie zróżnicowanych właściwościach cieplno-fizycznych powinien zapewnić odpowiedni poziom wygięcia próbki po procesie natryskiwania. podłoże ceramiczne (al2o3) miało kształt płytki o wymiarach 30x20x0,6 mm (rys. 4). natryskiwanie podłoża metodą płomieniową za pomocą palnika do natryskiwania castodyn ds8000 (rys. 4), wykonano przy parametrach procesu zamieszonych w tablicy i. palnik był prowadzony ręcznie ruchem oscylacyjnym od lewej do prawej strony próbki. liczba przejść rys. 4. kształt podłoża ceramicznego al2o3, a) do natryskiwania, b) palnik do natryskiwania płomieniowego ds8000 fig. 4. a) the geometry of ceramic substrate for thermal spraying: b) ds8000 flame spraying gun rys. 5. natryskiwanie tytanu na podłoże ceramiczne: a) przenoszenie cząstek tytanu, b) widok powłoki fig. 5. thermal spraying of titanium onto ceramic substrate: a) the transport of titanium particle towards substrate, b) the view of thermally sprayed surface tablica i. parametry procesu natryskiwania płomieniowego table i. the flame spraying parameters materiał powłokowy ti ti+al2o3 ciśnienie tlenu, bar 3,0 3,0 ciśnienie acetylenu, bar 0,7 0,65 ciśnienie powietrza, bar 2,0 2,5 odległość palnika od powierzchni natryskiwanej, mm 200,0 200,0 prędkość przesuwu palnika, mm/min 200÷250 200÷250 była zmienna, zależna od oczekiwanej grubości powłoki. na rysunku 5 pokazano zdjęcia z procesu natryskiwania oraz widok powierzchni próbki po natryskiwaniu tytanem. przed natryskiem podłoże było wstępnie podgrzewane do ok. 120°c. wyznaczanie naprężeń własnych w natryskiwanych powłokach powłoki tytanowe przeprowadzono obliczenia naprężeń własnych δx w powłoce z wykorzystaniem równania stoneya. wartości krzywizny wygięcia próbek po natryskiwaniu obliczano na podstawie pomiaru ugięcia podłoża ceramicznego z wykorzystaniem zbudowanego przyrządu. a) b) a) b) a) b) 62 przegląd spawalnictwa 12/2011 ceramicznej. powłoka taka ma właściwości cieplno-fizyczne bardziej zbliżone do podłoża ceramicznego co powinno sprzyjać zmniejszeniu naprężeń własnych w powłoce. natryskiwanie prowadzono w takich samych warunkach jak dla czystego tytanu. grubości podłoża różniły się nieznacznie. w tablicy iii zestawiono wyniki pomiarów grubości i wygięcia próbek, a także obliczone na podstawie równania stoneya naprężenia własne w powłoce ti + 30% al2o3. zanotowano bardzo niskie wartości ugięcia podłoża, co świadczy o znacznie niższym poziomie naprężeń. porównawczy wykres naprężeń własnych pomiędzy powłokami tytanowymi oraz kompozytowymi przedstawiono na rysunku 7, z którego widać, że średnie naprężenie w powłokach kompozytowych ti + 30% al2o3 jest zdecydowanie niższe w porównaniu do powłok tytanowych, przy czym widoczny jest spadek wartości tego naprężenia w powłoce tytanowej ze wzrostem grubości powłoki. dla powłok kompozytowych zmiany średniego naprężenia w powłoce podlegają niezbyt dużym wahaniom w zakresie zmierzonych grubości powłok. rys. 7. naprężenie własne δx w powłokach ti oraz ti+30% al2o3 obliczone na podstawie krzywizny wygięcia próbek po procesie natryskiwania w funkcji grubości powłoki fig. 7. the effect of substrate thickness on the residual stresses (δx) in ti and ti+30% al2o3 coatings calculated upon sample curvature measurements after thermal spraying rys. 6. schemat geometrii powłoki po natrysku do wyznaczenia promienia krzywizny fig. 6. the scheme of geometry used for calculation of curvature radius wielkość ugięcia była mierzona w połowie długości płytki ceramicznej dla różnych grubości nałożonych warstw. wyniki pomiaru dla wybranych próbek z powłoką tytanową zamieszczono w tablicy ii. na podstawie wielkości ugięcia h oraz odległości między podporami próbki (a = 27 mm) z zależności geometrycznych obliczono promień krzywizny r natryskanej powłoki z podłożem (rys. 6). naprężenia własne w powłoce zgodnie z równaniem stoneya opisuje zależność (9). człon 1/r1 został pominięty ze względu na każdorazowe zerowanie czujnika dla podłoża ceramicznego bezpośrednio przed natryskiwaniem. do obliczenia naprężeń przyjęto moduł younga ceramiki al2o3 es = 320 gpa oraz liczbę poissona v = 0,22. obliczone wg równania stoneya średnie naprężenia δx w powłoce tytanowej zestawiono w ostatniej kolumnie tablicy ii. powłoki kompozytowe ti + al2o3 w celu porównania wyników dla powłok tytanowych przeprowadzono próby natryskiwania dla powłok kompozytowych ti + al2o3 z 30% zawartością fazy tablica ii. wyniki pomiarów grubości, ugięcia próbki oraz wyznaczonych naprężeń własnych w powłokach ti na podłożu al2o3 table ii. the measurement results of thickness, samples deflection and calculated residual stresses in ti coatings on al2o3 substrate nr próbki grubość powłoki hc, µm grubość podłoża hs, µm ugięcie h, µm naprężenie δx mpa 1 42 638 11 79,5 2 52 638 13 75,5 3 112 638 15 40,6 4 122 638 16 39,8 5 185 638 19 31,2 tablica iii. wyniki pomiarów grubości, ugięcia próbki oraz wyznaczonych naprężeń własnych w powłokach ti+30%al2o3 na podłożu al2o3 table iii. the measurement results of thickness, samples deflection and calculated residual stresses in ti+30%al2o3 coatings on al2o3 substrate nr próbki grubość powłoki hc, µm grubość podłoża hs, µm ugięcie h, µm naprężenie w powłoce δx, mpa 1 95 655 1 3,4 2 125 655 1 2,6 3 150 655 2 4,1 4 165 638 3 5,8 63przegląd spawalnictwa 12/2011 analiza numeryczna naprężeń własnych w powłokach tytanowych i kompozytowych w pracy podjęto próbę porównania stanu naprężeń własnych w powłokach tytanowych nanoszonych na podłoże ceramiki al2o3. ze względu na różnicę właściwości cieplno-fizycznych i mechanicznych pomiędzy tytanem a ceramiką należy spodziewać się występowania w powłoce i podłożu wysokich naprężeń ze szczególnym uwzględnieniem obszaru granicy tytan-ceramika. dlatego porównano rozkłady naprężeń własnych dla kilku wybranych konfiguracji układu powłoka-podłoże, w celu wstępnego określenia ich wpływu na wielkość powstających naprężeń własnych. stan naprężeń w przekroju poprzecznym powłoki i podłoża oceniono przez modelowanie naprężeń własnych w układzie powłoka tytanowa (kompozytowa)-podłoże al2o3. model numeryczny oparty na metodzie elementów skończonych odzwierciedlał geometrię i wymiary natryskiwanych wcześniej próbek (rys. 8). ze względu na symetrię osiową analizowano tylko prawą połowę modelu. zastosowano ośmiowęzłowe elementy czworokątne. powstała siatka elementów zagęszczona została w obszarze spodziewanej koncentracji naprężeń wzdłuż granicy powłoka-podłoże. dane materiałowe dla ceramiki al2o3 i tytanu przyjęto na podstawie dostępnych źródeł literaturowych [5÷7]. w przypadku kompozytów ti + 30% al2o3 właściwości efektywne obliczano na podstawie tzw. reguły mieszanin (moduł younga, liczba poissona, współczynnik rozszerzalności cieplnej). w czasie natryskiwania temperatura podłoża ceramicznego wstępnie wynosiła ok. 100÷150°c, a po zakończeniu natryskiwania wzrosła do 160÷220°c. wobec niemożności precyzyjnego pomiaru temperatury powłoki przyjęto, że naprężenia własne w powłoce i podłożu powstają w czasie równomiernego spadku temperatury w całym modelu w zakresie temperatury 200÷20°c. przyjęty zakres obciążenia cieplnego ma charakter umowny, aby umożliwić porównanie wyników naprężeń pomiędzy przyjętymi modelami. obliczenia prowadzono przy użyciu programu lusas v.14-3 opartego na mes. zagadnienie rozwiązywano jako dwuwymiarowe w płaskim stanie naprężenia w zakresie termo-sprężystym. zbudowano po trzy modele z powłoką tytanową i kompozytową różniące się grubościami powłok, które wynosiły 0,04; 0,1 i 0,185 mm. analizując rozkład składowej wzdłużnej naprężenia na przekroju poprzecznym złącza widać, że jej wartość rys. 8. siatka elementów skończonych dla modelu powłoki nałożonej na podłoże ceramiczne fig. 8. the finite element mesh of the model of coating deposited onto ceramic substrate nieznacznie zmienia się w powłoce, aby po przejściu przez granicę połączenia zmienić charakter na ściskający w podłożu ceramicznym (rys. 9). wzrost grubości powłoki prowadzi do spadku rozciągających naprężeń δx w powłoce oraz wzrostu ściskających naprężeń w podłożu ceramicznym, których ekstremum wypada pod granicą połączenia. wprowadzenie do powłoki ceramiki al2o3 w ilości 30% obj. powoduje obniżenie naprężeń rozciągających w powłoce o ok. 20% oraz zwiększenie naprężeń ściskających w podłożu ceramicznym o ok. 25%. wynika to z tego, że właściwości kompozytu ti+30%al2o3 są bardziej zbliżone do właściwości podłoża ceramicznego niż do czystego tytanu. na rysunku 9 naniesiono także wyniki pomiarów wygięcia powłoki z podłożem średnich naprężeń własnych w analizowanych powłokach. w przypadku powłok tytanowych o grubościach 0,1 i 0,185 mm wartości z pomiarów leżą bardzo blisko krzywych wyznaczonych z obliczeń numerycznych dla tych grubości powłok. jedynie przy najmniejszej grubości powłoki tytanowej (0,042 mm) wartość naprężenia jest znacznie większa od wartości z modelu obliczeniowego. z kolei wartość zmierzonego naprężenia w powłoce kompozytowej ti+al2o3 o grubości 0,165 mm jest dużo niższa niż w modelu numerycznym. mogą mieć na to wpływ właściwości kompozytu przyjęte do obliczeń, czy też różnica w gradiencie tych właściwości w stosunku do układu rzeczywistego, w którym podawana w czasie natrysku mieszanina proszków ti z al2o3 może powodować zróżnicowaną segregację w otrzymanej powłoce. rys. 9. rozkład składowej naprężenia (δx) na grubości złącza (w osi modelu dla x = 0) dla trzech grubości powłok tytanowych oraz najgrubszej analizowanej powłoki kompozytowej ti + 30% al2o3, pojedynczymi punktami zaznaczono średnie naprężenie w powłoce otrzymane z pomiaru metodą krzywizny wygięcia fig. 9. the residual stress (δx) distribution across the thickness of the joint (along x = 0) for the three titanium coating thicknesses and for the thickest composite ti + 30% al2o3 coating, the marks on the graph represent average residual stress in coating obtained from curvature measurements 64 przegląd spawalnictwa 12/2011 rys. 10. rozkład składowej osiowej naprężenia (δy) na grubości złącza (po krawędzi modelu dla x = 15) dla trzech grubości powłok tytanowych oraz najgrubszej analizowanej powłoki kompozytowej ti + 30% al2o3 fig. 10. the axial residual stress (δy) distribution across the thickness of the joint (along the model edge, x = 15) for the three titanium coating thicknesses and for the thickest composite ti + 30% al2o3 coating w obszarze połączenia przy zewnętrznej krawędzi modelu widoczna zmiana naprężenia osiowego na przekroju poprzecznym wskazuje na wysoki skok podsumowanie ocena stanu naprężeń własnych w natryskiwanych powłokach należy do jednego z najważniejszych problemów badawczych. w ramach pracy zbudowano stanowisko do pomiaru naprężeń własnych w powłokach na podstawie pomiaru krzywizny wygięcia próbek natryskiwanych. wykonano wiele prób natryskiwania powłok tytanowych i kompozytowych ti + 30% al2o3 na podłożu ceramiki konstrukcyjnej al2o3. pomiary ugięcia próbek przeprowadzono dla różnych grubości powłok. na podstawie zmierzonych wielkości ugięcia obliczono średnie naprężenie w powłoce, którego wielkość zmieniała się od prawie 80 mpa dla najgrubszych do ok. 30 mpa dla najcieńszych powłok tytanowych. zastąpienie tytanu kompozytem tytanowo-ceramicznym wykazało zdecydowanie mniejsze ugięcia próbek (o ok. 20%), także dużo niższe wartości naprężeń rozciągających w powłoce (kilka mpa). można więc przyjąć, że zbudowany przyrząd umożliwia prawidłową rejestrację ugięcia natryskiwanych płytek. potrzebne są jednak dalsze badania, które wymagają kolejnej modyfikacji przyrządu pomiarowego. przedstawione wyniki badań oraz analizy naprężeń własnych nie wyczerpują możliwości oceny badanych powłok tytanowych i tytanowo-ceramicznych nakładanych na podłoża ceramiczne. z pewnością możliwe jest oddziaływanie na stan naprężeń w powłoce tytanowej przez optymalizację gradientu właściwości na przekroju warstwy oraz grubości powłoki. istotne znaczenie dla rozkładu naprężeń ma niestacjonarne pole temperatury, jakie powstaje w wyniku przewodzenia ciepła przez materiały powłoki i podłoża, a także prędkość wymiany ciepła na krawędziach złącza. do ilościowej weryfikacji wyników obliczeń wskazane byłoby przeprowadzenie badań pola temperatury w czasie natryskiwania, zwłaszcza od strony powłoki, lub wprowadzenie czujników między powłokę i podłożem. literatura [1] clyne t.w., gill s.c.: residual stresses in surface coatings and their effects on interfacial debonding: a review of recent work, j. thermal spray technology, (1996), vol. 5(4), pp. 401-418. [2] stoney, g.g.: the tension of metallic films deposited by electrolysis, proceedings of the royal society (london) (1909) a82, 172-175. [3] ohring m.: the materials science of thin films. academic press, new york, 1992. [4] mezin a.: coating internal stress measurement through the curvature method: a geometry-based criterion delimiting the relevance of stoney‘s formula. surface & coatings technology 200 (2006) 5259-5267. [5] goldsmith a., waterman t.e., hirchorn h.j.: handbook of thermophysical properties of solid materials. new york 1961. [6] boyer, r., g. welsch, e. collings ed.: materials property handbook: titanium alloys, asm international, materials park, oh, 1994. badania zostały sfinansowane w ramach grantu nr n508 406037: badania nad detonacyjnym metalizowaniem tytanem zaawansowanej ceramiki al2o3 oraz aln. naprężeń rozciągających (δy) na granicy powłoka-podłoże. ze względu na liczne założenia i uproszczenia w modelach obliczeniowych rozkład tego naprężenia traktować jakościowo. na rysunku 10 przedstawiono porównawczy rozkład naprężenia osiowego, przebiegający wzdłuż zewnętrznej krawędzi modelu. dla tej składowej naprężenia największe wartości rozciągające występują po stronie podłoża ceramicznego w niewielkiej odległości od linii połączenia z powłoką (ok. 0,03 mm). wzrost grubości powłoki powoduje wzrost poziomu naprężeń osiowych w podłożu ceramicznym. ich umiejscowienie w obszarze bliskim granicy połączenia oraz zewnętrznej krawędzi może być przyczyną odwarstwiania się powłoki od podłoża w tym miejscu, jeśli wielkość naprężeń rozciągających przekroczy wartości dopuszczalne dla ceramiki al2o3. zastosowanie materiału powłokowego kompozytowego (ti + 30% al2o3) zamiast czystego tytanu obniża wielkość rozciągających naprężeń osiowych w tym obszarze o ok. 25% dla modelu z najgrubszą analizowaną powłoką. 201501_pspaw.pdf 22 przegląd spawalnictwa vol. 87 1/2015 automatyzacja i robotyzacja procesu montażu i spawania profili walcowanych na przykładzie urządzenia steel beam assembler or welder – cześć 2 automation and robotics of assembly and welding processes of rolled sections on an example of the steel beam assembler or welder device – part two jacek słania roman dziędzioł dr hab. inż. jacek słania prof. pcz – politechnika częstochowska, mgr inż. roman dziędzioł – zekon sp. z o.o. ruda śląska. autor korespondencyjny/corresponding author: jacek.slania@is.gliwice.pl streszczenie artykuł podejmuje zagadnienia związane z budową i wdrożeniem zrobotyzowanych urządzeń do uzbrojenia i spawania profili walcowanych na przykładzie maszyny „steel.beam.assembler.or.welder” (sba) firmy zeman & co. pokazuje praktyczne możliwości wykorzystania w produkcji oraz trudności funkcjonowania urządzenia, które związane są z coraz większym skomplikowaniem i złożonością projektowanych konstrukcji stalowych. analizuje techniki i metody wykorzystywane przez sba przy prefabrykacji konstrukcji stalowych. artykuł skupia się na opisie budowy, zasadzie działania, sposobie programowania oraz parametrach i zakresie zastosowania urządzenia steel beam assembler or welder. podejmuje próbę określenia kierunków rozwoju maszyn do uzbrojenia i spawania profili walcowanych oraz problemów i barier na jakie napotykają ich konstruktorzy. słowa kluczowe: robot, robotyzacja, proces spawania abstract the article deals with the issues connected with a structure and implementation of robotized devices used to arm and weld rolled sections on an example of the ‘steel beam assembler or welder’ (sba) by zeman & co company. it shows practical possibilities in the production use, and difficulties of functioning the device. difficulties relate to an increase of complex designs of steel constructions. the article also analyses techniques and methods used in the prefabrication of steel constructions by the sba device. the article focuses on the description of a structure, rules of operating, ways of programming and a range of the steel beam assembler or welder use. it tries to describe the ways of the development of machines used to arm and weld rolled sections, as well as problems and barriers which the constructors meet. keywords: robot, robotics, welding process 23przegląd spawalnictwa vol. 87  1/2015 wstęp konstruktorzy firmy zeman & co podjęli się jako jedni z pierwszych na świecie, zadania zbudowania urządzenia do automatycznego uzbrojenia i spawania profili walcowanych o nazwie „steel. beam. assembler. or. welder” (sba). artykuł opisuje wyniki ich pracy, trudności na jakie można napotkać przy budowie tego typu urządzenia, jak funkcjonuje w warunkach normalnej eksploatacji w toku produkcji, a także jak wygląda programowanie i nadzór spawalniczy nad tym urządzeniem [5]. opis urządzenia sba jest zintegrowanym, zrobotyzowanym systemem montażowym i spawalniczym, który pozwala na kompleksowe wytwarzanie elementów konstrukcji stalowych. urządzenie jest w stanie samodzielnie uzbroić i pospawać elementy konstrukcji stalowych bez udziału człowieka za pomocą zestrojonych i zaprogramowanych robotów, które wykorzystując odpowiednie wymienne narzędzia mogą zamontować i pospawać blachy we właściwych miejscach profili gorąco walcowanych lub kształtowników spawanych. wszystko to odbywa się przy udziale czujników pomiarowych, skanerów, przenośników i obrotników. urządzenie działa szybko, precyzyjnie, efektywnie i jest skonstruowane tak, żeby można było wytwarzać zarówno produkty seryjnie jak i pojedyncze elementy z szeroko różniących się składników. dzięki wysokiemu poziomowi automatyki, sba wymaga minimalnych nakładów siły roboczej, a personel obsługujący maszynę nie potrzebuje żadnej specjalistycznej wiedzy. budowa urządzenia urządzenie steel beam assembler or welder zbudowane jest z zintegrowanych, współpracujących ze sobą części, tworzących maszynę zdolną do wyprodukowania gotowych elementów konstrukcji stalowych. sba zawiera następujące podzespoły: – szafa z układem zasilającym, – pulpit sterujący, – stół załadunkowy dla elementów dokładanych do profilu głównego, – stół magazynowy profili głównych z przenośnikiem poprzecznym, – samotok, – skaner laserowy ambo wraz z kamerą, – portale chwytające i pozycjonujące profil główny, – robot dokładający elementy do profilu głównego za pomocą magnesów, oraz wykonujący operacje podgrzewania palnikiem propanowo-tlenowym, – zasobnik z magnesami, – portal spawalniczy główny (master) odpowiedzialny za pomiar laserowy, spawanie oraz cięcie plazmowe, – portal spawalniczy pomocniczy (slave) odpowiedzialny za pomiar laserowy i spawanie, portale spawalnicze zarówno master jak i slave składają się z robota irb 140 firmy abb oraz źródła prądu transpulssynergic 5000 firmy fronius. – zasobnik narzędziowy zawierający uchwyt spawalniczy i palnik plazmowy, – urządzenie do czyszczenia łuski uchwytu spawalniczego, – urządzenie do kalibracji uchwytu spawalniczego, – urządzenie do obracania blach, – stół rozładunkowy. rys. 1. budowa urządzenie sba: 1 – stół załadunkowy elem. dokładanych, 2 – stół magazynowy z przenośnikiem poprzecznym, 3 – samotok, 4 – pulpit sterujący, 5 – skaner laserowy ambo, 6 – portal spawalniczy główny (master), 7 – portal spawalniczy pomocniczy (slave), 8 – szafy zasilające, 9 – robot dokładający elementy, 10 – portale chwytająco – pozycjonujące, 11 – stół rozładunkowy [1] fig. 1. a structure of the sba device – a general view: 1 – a loading table of precise elements, 2 – a storage table with a cross conveyor, 3 – a roller table, 4 – a control desk, 5 – the laser scanner ambo, 6 – the main welding gantry (master), 7 – a support welding gantry (slave), 8 – a power cubicle, 9 – a robot providing elements, 10 – gripping-positioning gantries, 11 – an unloading table [1] 24 przegląd spawalnictwa vol. 87 1/2015 rys. 4. wyznaczenie punktu „0” (początek układu współrzędnych)[2] fig. 4. determining null point (the beginning of a co-ordinate system) [2] proces programowania sercem urządzenia sba jest pakiet oprogramowania „pro-fit” opracowany przez firmę zeman & co. składający się z różnych modułów (okien). w procesie programowania wykorzystuje się kolejno poszczególne okna i zakładki, krok po kroku przechodząc kolejne etapy do stworzenia i wygenerowania konkretnego programu, według którego urządzenie wyprodukuje dany element zgodny z projektem. rys. 2. schemat blokowy procesu programowania sba [1] fig. 2. a block diagram of a programming process of the sba [1] proces programowania rozpoczyna się od zaimportowania modelu 3d konstrukcji stalowej przeznaczonej do wytworzenia z programu do projektowania. po zaimportowaniu modelu z okna „podglądu części” programista wybiera dany element, na który chce przygotować program. po wyborze w oknie podglądu pojawia się widok na perspektywę 3d danego elementu, gdzie program sygnalizuje, które elementy są możliwe do dołożenia zaznaczając je kolorem zielonym, a których dołożyć nie można kolorując je na żółto (rys. 3). kolejnym krokiem jest usunięcie z programu elementów zaznaczonych na żółto (te zostaną dołożone przez monterów po zakończeniu pracy sba). po tej czynności programista wyznacza punkt „0” belki na jej początku, który będzie służył urządzeniu, jako punkt bazowy do wszystkich pomiarów przy montażu i spawaniu (rys. 4). rys. 3. widok 3d zaimportowanego elementu [2] fig. 3. a 3d view of an imported element [2] następnym zadaniem jest ustawienie portali czyli elementów chwytających i pozycjonujących główny profil w odpowiednich położeniach (zakolorowane pola na rys.5). trzeba tu zwrócić uwagę na warunki brzegowe, czyli minimalne i maksymalne odległości między osiami portali (nie mogą na siebie zachodzić), na odległość między portalem a końcem belki, na środek ciężkości, a także na umiejscowienie elementów montowanych do belki np. żebra. 25przegląd spawalnictwa vol. 87  1/2015 rys. 5. pozycjonowanie portali (elementy chwytające profil główny) [2] fig. 5. positioning of gantries (the main gantry gripping elements) [2] kolejnym krokiem jest programowanie cięcia plazmowego. jeżeli jest wymagane wycinanie półek profili, wycinanie otworów, bądź ukosowanie profili, to wtedy programista zadaje robotowi odpowiednie koordynaty do wykonania pomiaru cięcia (pomiar laserowy) w celu wyznaczenia linii cięcia, oraz kąt ustawienia palnika plazmowego w przypadku wykonania ukosowania. jak widać na poniższym rysunku program pozwala na bieżąco kontrolować programowane czynności. pokazuje jak profil będzie wyglądał po cięciu i w jakim położeniu będzie znajdował się palnik podczas tej operacji (rys.6). rys. 6. wizualizacja zaprogramowanego procesu cięcia plazmowego półek profilu [2] fig. 6. visualisation of a programmed process of the plasma cut of the gantry shelves [2] na tym etapie kończą się operacje programowania związane z profilem głównym. dalsze programowanie koncentruje się na elementach dokładanych do elementu głównego takich jak blachy czołowe, żebra itd. każdy dokładany element jest traktowany indywidualnie i każdemu z osobna przydzielane są poszczególne operacje. pierwszą programowaną operacją jest przyporządkowanie magnesu za pomocą, którego będzie dokładany element do profilu głównego. w zależności od kształtu, wielkości i ciężaru blachy, są do wyboru trzy rodzaje magnesów. następnie ustala się pozycję magnesu względem blachy, sposób dołożenia i odejścia ramienia robota. operacje te są na bieżąco wizualizowane w oknie podglądu (rys. 7). rys. 7. wizualizacja dołożenia blachy czołowej do profilu głównego [2] fig. 7. visualisation of adding the front sheet metal plate to the main gantry [2] następnym krokiem jest programowanie spoin sczepnych między przyłożoną blachą, a profilem (rys.8). program automatycznie generuje dostępne linie do wykonania zczepów, lecz do programisty należy decyzja o miejscach ich wykonania. może je zatwierdzić zgodnie z tym, co proponuje mu program lub ustalić je ręcznie. rys. 7. wizualizacja umiejscowienia zczepów [2] fig. 7. visualisation of locating tacking points [2] w zależności od potrzeb można także zaprogramować podgrzewanie wstępne, między ściegowe czy końcowe, do którego wykorzystuje się palnik gazowy. tutaj zadaje się m.in. takie parametry jak czas i miejsce podgrzewania. 26 przegląd spawalnictwa vol. 87 1/2015 końcowym zadaniem, jakie trzeba wykonać jest programowanie spawania. pierwszą czynnością jest automatyczne wygenerowanie przez program wszystkich możliwych miejsc do położenia spoin łączących elementy. następnie programista dokonuje wyboru, które spoiny będą dopuszczone i określa sposób ustawienia palnika i kolejność spawania. kolejnym elementem jest określenie wielkości spoin, zgodnych z projektem. położenie każdej spoiny musi być poprzedzone pomiarem i ustaleniem przez urządzenie rzeczywistych kątów i odstępów między elementami. w tym celu zadaje się odpowiedni sposób pomiaru w zależności od zaplanowanej spoiny i miejsca jej położenia: – pomiar dla spoiny pachwinowej, – pomiar dla spoiny czołowej, – mierzenie zakończeń na półce (na grubości elementu), – mierzenie w miejscu ustalonym przez programistę. rys. 9. wizualizacja zaprogramowanego procesu spawania [2] fig. 9. visualisation of a programmed welding process [2] po wykonaniu powyższych kroków programowania programujący urządzenie przechodzi do okna „przeglądu operacji”, gdzie znajduje się wykaz wszystkich operacji, które zostaną wykonane przez sba. w tym miejscu można sprawdzić ich kolejność i dokonywać korekt programu np. zmiana kolejności montażu, podgrzewania czy spawania. w oknie tym widzimy także podział pracy poszczególnych robotów (master/slave) i przydzielonych im zadań, co zostało pokazane na rysunku 10, gdzie z lewej strony są wyszczególnione operacje dla każdego robota, natomiast w prawym oknie jest zobrazowany zakres ich działania. programista ma też możliwość automatycznej optymalizacji pracy urządzenia, gdzie program sam ustala kolejność wszystkich operacji. w tym miejscu kończy się programowanie w trybie edycji. rys. 10. podział pracy robotów w oknie „przeglądu operacji” [2] fig. 10. division of the robots’ labour in the ‘object explorer’ window [2] po wyjściu z trybu edycji programista w zakładce „produkcja i generowanie produkcji” uzyskuje informacje o poprawności wykonania programu (rys. 11). można tu odczytać następujące informacje: – o wygenerowaniu programu, – spełnieniu wymogów elementu głównego (dot. wymiarów i rodzaju profilu), – prawidłowości ustawienia portali, – prawidłowym ustaleniu punktu „0”, – spełnieniu wymogów wymiarowych dokładanych elementów, np. blach, – prawidłowym podziale pracy pomiędzy robotami (master/slave), – optymalizacji spawania. w środkowej części (rys. 11) znajdują się dwie tabele, z których jedna dotyczy fazy montażowej, a druga fazy spawalniczej. w tabelach tych uwzględnione są wszystkie dokładane elementy i operacje, które zostaną na nich wykonane. program sprawdza poprawność każdej operacji. w przypadku poprawnego wykonania programu danej czynności, komórka odnosząca się do niej, podświetlana jest w tabeli kolorem zielonym z opisem „ok.”, natomiast w przypadku nieprawidłowości, dana komórka wyświetla się w kolorze czerwonym z opisem „nok”. po wyborze takiej komórki (kolor niebieski) w prawym górnym rogu wyświetla się opis niezgodności, którą należy poprawić np. kolizja palnika, bądź niewłaściwe umiejscowienie magnesu na dokładanym elemencie. rys. 11. okno „produkcji i generowania produkcji” [2] fig. 11. ‘production and generating production’ window [2] w prawym dolnym rogu znajduje się cała statystyka wykonania programu przez urządzenie sba. znajdziemy tutaj informacje o ilości operacji, czasie ich wykonania z podziałem na narzędzia, całkowitym czasie produkcji oraz wyliczeniem wydajności w godzinach na tonę. po sprawdzeniu i wyeliminowaniu wszystkich niezgodności program zostaje wygenerowany i za pomocą sieci komputerowej zapisany w pamięci komputera sba. 27przegląd spawalnictwa vol. 87  1/2015 zasada działania cały proces produkcyjny zaczyna się od zweryfikowania dostarczonej dokumentacji wykonawczej konstrukcji stalowej pod kątem możliwości wykorzystania urządzenia sba do jej wytworzenia. wtedy to, technolog odpowiedzialny za optymalne wykorzystanie urządzenia podejmuje decyzję o tym czy dana partia produkcji, czy też pojedynczy element może być wyprodukowany przy pomocy sba, bądź w tradycyjny sposób przez monterów i spawaczy. na decyzję taką wpływa wiele różnorodnych czynników wynikających z możliwości, zakresu zastosowania maszyny, a także obciążenia produkcyjnego i terminów dostaw uzgodnionych ze zleceniodawcami. pierwszym z nich jest rodzaj konstrukcji i zastosowanych w niej profili głównych, które są możliwe do wykorzystania przez sba (opisane w rozdziale„ zakres zastosowania”). następnym czynnikiem do rozpatrzenia jest stopień złożoności konstrukcji i ograniczenia z tego wynikające. nie wszystkie rozwiązania zaproponowane przez projektantów ze względu na ich skomplikowanie są możliwe do zrealizowania przez urządzenie (rozdział „ograniczenia i bariery”).kolejnym aspektem, który trzeba wziąć pod uwagę jest konieczność dotrzymania terminów dostaw gotowej konstrukcji. w przypadku pełnego obciążenia produkcyjnego urządzenia, część produkcji wykonywana jest równolegle tradycyjnymi sposobami. po weryfikacji, zatwierdzeniu i przydzieleniu danej partii elementów konstrukcji do produkcji przez sba następuje etap programowania urządzenia przy pomocy programu pro-fit, opisany szczegółowo w rozdziale „proces programowania”. właściwy proces produkcji rozpoczyna się od wprowadzenia przygotowanego w biurze technologicznym programu do komputera sba. następnie operator za pomocą suwnicy nakłada wcześniej przygotowany profil bądź profile główne na stół załadunkowy oraz elementy dodatkowe np. blachy, kątowniki itd. na stół załadunkowy do blach. w tym miejscu warto wspomnieć o przygotowaniu elementów przeznaczonych do montażu i spawania przez zrobotyzowane stanowiska, które powinny być wykonane w dużej tolerancji wymiarowej, ze względu na dokładność montażu. w tym celu należy stosować wysokiej klasy urządzenia, które zapewnią odpowiednią jakość i dokładność np.: wypalarki laserowe lub plazmowe w przypadku blach, oraz piłowiertarki w przypadku profili. po nałożeniu profilu głównego na stół załadunkowy jest on za pomocą przenośnika poprzecznego taśmowego przenoszony na samotok, który transportuje go do portali chwytających. podczas transportu samotokiem profil jest dokładnie mierzony za pomocą skanera laserowego i jest odnajdowany punkt „0” na belce, służący jako baza do dalszych operacji. portale chwytająco – pozycjonujące za pomocą siłowników unieruchamiają profil w zaprogramowanych wcześniej miejscach. po tej operacji robot głównego portalu spawalniczego za pomocą skanera laserowego umiejscowionego na palniku spawalniczym dokonuje pomiaru profilu głównego w celu odnalezienia miejsca cięcia (gdy jest ono wymagane). mierzenie poprzedza każdą operacje wykonywaną przez roboty czyli cięcie plazmowe, podgrzewanie czy spawanie. wykonuje się go w celu odnalezienia dokładnych wymiarów profilu, gdyż jak wiadomo profile są produkowane w różnej tolerancji. po dokonaniu pomiaru robot pobiera z zasobnika narzędzi palnik plazmowy i wykonuje cięcie bądź ukosowanie. rys. 12. cięcie palnikiem plazmowym [1] fig. 12. cutting by the plasma welding torch [1] w razie potrzeby profil może być obrócony wokół własnej osi (oś x), a umożliwia to konstrukcja portali chwytających. rys. 13. portale chwytająco-pozycjonujące w trakcie obracania profilu [1] fig. 13. gripping-positioning gantries while rotating the profile [1] w tym samym czasie znajdujące się na stole załadunkowym blachy transportowane są w rejon pracy robota dokładającego elementy. podczas transportu blachy są skanowane skanerem laserowym ambo w celu rozpoznania ich kształtu, natomiast pomiaru ich grubości dokonuje specjalna kamera. dane te razem z miejscem i pozycją położenia blach na stole są zapisywane w pamięci komputera. 28 przegląd spawalnictwa vol. 87 1/2015 rys. 14. skanowanie blach [1] fig. 14. scanning sheet metal plates [1] następny etap to dokładanie blach do profilu głównego zgodnie z zaprogramowaną kolejnością. w pierwszej kolejności robot portalu głównego lub pomocniczego dokonuje pomiaru miejsca montażu blachy, następnie robot dokładający elementy pobiera z zasobnika odpowiedni magnes w zależności od ciężaru i wymiarów blachy. są trzy rodzaje magnesów: – dla blach do 20 kg i wymiarach do 180 x 220 x 120 mm, – dla blach od 10 do100 kg o wymiarach do 270 x 220 x 140 mm, – dla blach od 50 do 200 kg o wymiarach do 700 x 220 mm. po pobraniu magnesu robot wykorzystując dane ze skanowania blach odnajduje i podnosi pożądany element, następnie dokłada go do profilu głównego. w tym momencie do pracy przystępuje robot spawalniczy, który wykonuje zczepy. po zamocowaniu danej blachy robot montujący wyłącza magnes i pobiera kolejną blachę. sytuacja powtarza się do momentu zamontowania wszystkich elementów. zdarzają się sytuacje kiedy blachy na stole ułożone są odwrotnie. w tym przypadku robot umieszcza daną blachę w specjalnie do tego celu skonstruowanego urządzenia do obracania blach, które przytrzymuje ją w hydraulicznej szczęce do momentu przechwycenia jej z drugiej strony przez magnes robota. rys. 15. podnoszenie blachy ze stołu załadowczego przez ramię robota za pomocą magnesu [1] fig. 15. picking a sheet metal plate from the loading table by the robot’s arm using the magnet [1] po zamontowaniu wszystkich elementów oba roboty spawalnicze przystępują do spawania wszystkich posczepianych elementów. spawanie każdego elementu poprzedza operacja mierzenia. po wykonaniu spawania gotowy element wyjeżdża na specjalnym przenośniku z portali chwytających. na tym zadaniu sba kończy pracę. rys. 16. dołożenie blachy do kształtownika i sczepianie [1] fig. 16. adding a sheet metal plate to the profile and tacking [1] rys. 17. spawanie dołożonej blachy [1] fig. 17. welding an added sheet metal plate [1] ogólną zasadą, w celu optymalnego wykorzystania urządzenia jest zamontowanie w pierwszej kolejności wszystkich elementów, dopiero później następuje ich spawanie. zdarzają się jednak sytuacje, kiedy trzeba zmienić kolejność. w przypadku, gdy blachy (np. żebra) są blisko siebie i po ich zamontowaniu nie będzie miejsca na uchwyt spawalniczy, wtedy spawanie następuje pomiędzy montażem kolejnych blisko położonych siebie blach. sba dysponuje także narzędziem do kalibracji uchwytu spawalniczego. w momencie kiedy spoiny odbiegają od wymaganych norm lub kiedy skaner laserowy umieszczony na palniku wykonuje nieprawidłowe pomiary, operator może zlecić maszynie kalibrację palnika. kalibracja polega na tym, że ramię robota z zamocowanym palnikiem dojeżdża do zaostrzonego na końcu trzpienia. operacja ta odbywa się automatycznie przy pomocy sensorów optycznych i kończy się w momencie, kiedy drut elektrodowy wychodzący z uchwytu spawalniczego idealnie pokrywa się z zaostrzoną końcówką trzpienia (rys. 18). 29przegląd spawalnictwa vol. 87  1/2015 kolejną funkcją jaką posiada sba jest samoczyszczenie łuski uchwytu spawalniczego. w przypadku zaburzenia przepływu gazu osłonowego z powodu nagromadzenia się odprysków na łusce uchwytu spawalniczego, palnik ten zostaje umieszczony w specjalnym urządzeniu, które za pomocą niewielkiego frezu oczyszcza łuskę, a następnie natryskuje ją preparatem antyodpryskowym. parametry i zakres zastosowania steel beam assembler ma szeroki zakres zastosowania dzięki budowie i możliwościom zastosowanych w niej urządzeń. wykorzystanie potencjału robotów spawalniczych połączonych z wysokiej klasy źródłem prądu pozwala na wykonanie ogromnej większości spoin wymaganych w dokumentacji danego elementu. natomiast przemyślana budowa sba pozwala na wykorzystanie do produkcji szerokiego wachlarza profili stalowych. parametry sba wymiary: – długość 62000mm, – szerokość 13 500 mm, – wysokość 6 000 mm, – przestrzeń robocza szer. 1 630 mm, wys. 1 380 mm, – prędkość przenoszenia elementów v = 20 m/min. rodzaje.możliwych.do.zastosowania.profili: – dwuteownikiwalcowane nagorąco: hea, heb, hem, ipe, hd; – kształtowniki zamknięte kwadratowe i prostokątne wykonane na gorąco; – kształtowniki zamknięte kwadratowe i prostokątne profilowane na zimno; – blachownice spawane: iks, hks, ipbs oraz niestandardowe; – belki specjalne: dwuteowniki ze średnikiem falistym sin. rys. 18. kalibrowanie uchwytu spawalniczego [1] fig. 18. calibrating a welding holder [1] wymiary.profili.możliwych.do.prefabrykacji: – długość profilu min. 3 000 mm / max. 16 000 mm, – wysokość profilu min. 200 mm / max. 1 560 mm, – szerokość profilu min. 100 mm / max. 500mm, – masa profilu nieuzbrojonego max.do 6 000 kg, – masa profilu uzbrojonego max.do 8 000 kg. rodzaje. elementów. możliwych. do. zamontowania. do. profilu.głównego: – blachy, – kątowniki, – dwuteowniki. maksymalna masa montowanych części wynosi 200 kg. parametry. robota. dokładającego. elementy. irb. 6640. firmy.abb: – ramię robota.przegubowe6-cio osiowe, – udźwig 235 kg, – zasięg 2 550 mm, – prędkość ruchu 1,5 m/s, – droga przesuwu w osi podłużnej 17 500 mm, – wysokość podnoszenia 1 800 mm. parametry.robotówspawalniczych.irb.140.firmy.abb: – ramię robota przegubowe 6-cio osiowe; – udźwig 6 kg; – zasięg 810 mm; – trzy osie ruchu zewnętrznego prędkość 1,5 m/s; – droga przesuwu w osiach: oś x 17 500 mm, oś y2 000 mm, oś z 1 600 mm. parametry.spawania: – metoda spawania mag 135 (metal activegas); – drut spawalniczy g3si1; – gaz osłonowy m21 (82% ar; 18% co2); – rozmiary spoiny: jednościegowe (a3 – a6), wielościegowe (a8, a10, a12, a15); – prędkość spawania max. do 1 m/min; – źródło spawania transpulssynergic 5000 firmy fronius; – prąd spawania 3 500 a; – napięcie pracy 14,2 39,0 v; – masa 38 kg. laserowy.system.pomiarowy: – szybkość skanowania 300 mm/s, – szerokość skanowania 2 x 800 mm, – tolerancja skanowania +/1 mm. [7] zdolność produkcyjna porównanie prędkości tradycyjnej produkcji konstrukcji do możliwości sba wprowadzenie sba do produkcji pozwala zaoszczędzić do 85% czasu wytwarzania konstrukcji stalowych w porównaniu z tradycyjnymi metodami, a obniżenie roboczogodzin wiąże się z niższymi kosztami energii i magazynowania. odnosząc to zdolności produkcyjnej, 30 przegląd spawalnictwa vol. 87 1/2015 która wynosi ok. 300 mg/miesiąc łatwo wyliczyć korzyści płynące z zastosowania sba. poniżej przedstawione są przykładowe porównania czasów pomiędzy produkcją wykonywaną przez sba, a tradycyjnym ręcznym sposobem wytwarzania standardowych elementów wykorzystanych w konstrukcjach. przykład elementu zbudowanego z profilu gorąco walcowanego hea 400, który ma zamontowane i przyspawane 14 blach, o masie całkowitej 0,844 mg (rys. 19), oraz tabela porównawcza. rys. 19. profil hea 400 z uzbrojeniem [1] fig. 19. armed hea 400 profile [1] ręcznie sba oszczędność czas montażu 100 min. 1,97 h/mg 14,00 min. 0,35 h/mg 86% czas spawania 120 min. 2,37 h/mg 67,20 min. 1,32 h/mg 41% czas obsługi włączony – 3,50 min. 0,07 h/mg włączony suma 220 min. 4,34 h/mg 84,70 min. 1,74 h/mg 61% kolejny przykład to kształtownik spawany ze środnikiem falistym wta 500 uzbrojony dwudziestoma siedmioma blachami o masie całkowitej 0,51 mg (rys. 20). rys. 20. kształtownik wta 500 z uzbrojeniem [1] fig. 20. armed wta 500 section [1] ręcznie sba oszczędność czas montażu 200 min. 6,54 h/mg 27,00 min. 0,88 h/mg 86% czas spawania 170 min. 5,55 h/mg 96,00 min. 3,14 h/mg 44% czas obsługi włączony – 3,50 min. 0,11 h/mg włączony suma 370 min. 12,09 h/mg 126,50 min. 4,13 h/mg 66% profil gorąco walcowany ipe 240 i uzbrojenie w postaci 9 blach o masie całkowitej 0,206 mg. (rys. 21). rys. 21. profil ipe 240 z uzbrojeniem [1] fig. 21. armed ipe 240 profile [1] ręcznie sba oszczędność czas montażu 60 min. 4,85 h/mg 9,00 min. 0,73 h/mg 85% czas spawania 40 min. 3,24 h/mg 22,00 min. 1,78 h/mg 45% czas obsługi włączony – 3,50 min. 0,28 h/mg włączony suma 100 min. 8,09 h/mg 34,50 min. 2,79 h/mg 66% ipe500 uzbrojony w 9 blach o masie całkowitej 0,612 mg. (rys. 22). rys. 22. profil ipe 500 z uzbrojeniem [1] fig. 22. armed ipe 500 profile [1] ręcznie sba oszczędność czas montażu 70 min. 1,91 h/mg 9,00 min. 0,25 h/mg 87% czas spawania 70 min. 1,91 h/mg 38,40 min. 1,05 h/mg 45% czas obsługi włączony – 3,50 min. 0,10 h/mg włączony suma 140 min. 3,82 h/mg 50,90 min. 1,40 h/mg 64% profil heb 220 i uzbrojenie w postaci 29 blach o masie całkowitej 0,717 mg. (rys. 23). element częściowo spawany ręcznie (brak dostępu do wykonania spoin przez robota spawalniczego). 31przegląd spawalnictwa vol. 87  1/2015 ograniczenia i bariery urządzenie sba jest nowością na rynku prefabrykacji konstrukcji stalowych. rynek ten jest niezwykle różnorodny pod względem ilości produkowanych wszelkiego rodzaju profili stalowych, jak również niezliczonych rozwiązań konstrukcyjnych. stworzenie maszyny, która mogłaby objąć swoim działaniem powyższe aspekty jest niezwykle trudne. wynikają stąd pewne ograniczenia i bariery. nad wyeliminowaniem części z nich już teraz trwają prace, lecz niektóre problemy wymagają dogłębniejszych analiz i nowych rozwiązań. ze względu na swoją konstrukcję sba ma pewne ograniczenia wymiarowe wynikające z przestrzeni roboczej, czyli elementy prefabrykowane muszą się mieścić w pewnych ramach (patrz rozdział „parametry i zakres zastosowania”). brak możliwości produkcji elementów, w których profilem głównym są rury okrągłe, ceowniki i kątowniki (prace nad ich wdrożeniem trwają). kolejnym ograniczeniem są konstrukcje, w których zaprojektowano ułożone blisko siebie blachy, gdzie nie ma dostępu do ich zamontowania oraz wykonania spoin. problemem może też być dokumentacja projektowa wykonana w programach 3d niekompatybilnych z oprogramowaniem profit. rozwiązaniem w tym przypadku jest przerobienie tej dokumentacji do właściwego programu. dokumentacja projektowa konstrukcji, w której wymagane jest ukosowanie elementów, jest rysowana (zgodnie z zasadami) wykorzystując odnośniki z symbolami jak należy wykonać to ukosowanie (np. ukosowanie na v, x, k). oprogramowanie urządzenia nie odczytuje tych symboli i element traktowany jest jako nieukosowany, dlatego trzeba przerabiać rys. 23. profil heb 220 z uzbrojeniem [1] fig. 23. armed heb 220 profile [1] ręcznie sba oszczędność czas montażu 200 min. 4,65 h/mg 29,00 min. 0,67 h/mg 85% czas spawania 170 min. 3,95 h/mg 70,00 min. 1,63 h/mg 44% czas ręcznego spawania włączony – 26,00 min. 0,60 h/mg włączony czas obsługi włączony – 3,50 min. 0,08 h/mg włączony suma 370 min. 8,60 h/mg 128,50 min. 2,98 h/mg 64% dokumentację tak, aby zamiast symboli były faktycznie narysowane skosy, co wymaga większego nakładu pracy. jak wcześniej wspomniano maszyna sba jest niedawno powstałą konstrukcją mająca swoje ograniczenia i bariery, ale cały czas trwają prace nad ich wyeliminowaniem i poszerzeniem zakresy działania. kierunki rozwoju urządzenie steel beam assembler jest zbudowane w przemyślany sposób, tworząc tzw. konstrukcję „otwartą” tzn. można ją na bieżąco rozbudowywać i unowocześniać. już teraz możliwy jest zakup urządzenia z podwójną stacją roboczą, tzn. są dwa niezależnie pracujące urządzenia, połączone wspólnym pulpitem sterującym i obsługiwane przez jednego robota dokładającego elementy umieszczonego pomiędzy nimi. ciągle trwają prace mające na celu poszerzenie oferty zastosowania większej ilości profili. szczególnie zaawansowane są prace nad możliwością prefabrykacji rur okrągłych. w tym celu projektowane są nowe uchwyty przytrzymujące oraz technologie pozycjonowania i mierzenia rur, gdyż jak wiadomo trudniej w tym przypadku o określenie osi i punktów odniesienia. istnieje ścisła współpraca i nadzór nad urządzeniem przez biuro konstrukcyjne producenta urządzenia, które na bieżąco wprowadza korekty i pomaga rozwiązywać powstałe problemy. konstruktorzy sba reagują także na wszystkie sugestie zarówno programujących jak i obsługujących maszynę. w ten sposób urządzenie ciągle się rozwija i unowocześnia, a obsługa staje się prostsza. rozwój sba jest prowadzony jednocześnie w trzech kierunkach: – optymalizowanie działania, – poszerzenie zakresu stosowanych profili, – rozbudowa i uproszczenie programowania. optymalizowanie działania urządzenia wiąże się z dodawaniem nowych funkcji i wprowadzaniem innowacyjnych elementów konstrukcyjnych w celu przyspieszenia wytwarzania konstrukcji stalowych oraz zwiększenia niezawodności maszyny. poszerzenie zakresu możliwych do wykorzystania profili związane jest z rozbudową niektórych ogniw maszyny np. nowa konstrukcja chwytaków do trzymania rur okrągłych. natomiast rozbudowa programu wynika bezpośrednio z rosnących możliwości sba, a prace związane z uproszczeniem programu polegają na zautomatyzowaniu niektórych funkcji programu w celu skrócenia czasu jego wykonania. przykładem mogą być prowadzone obecnie działania mające umożliwić powielanie pewnych fragmentów programu w przypadku powtarzających się elementów konstrukcji. obecnie każdy dokładany, a następnie spawany element, nawet powtarzający się (np. żebra w belce) musi być z osobna programowany. uproszczenie, nad którym się pracuje ma spowodować, że możliwe będzie jednorazowe zaprogramowanie czynności dla kilku identycznych elementów. 32 przegląd spawalnictwa vol. 87 1/2015 podsumowanie ideą stworzenia urządzenia było zminimalizowanie udziału człowieka przy wytwarzaniu, zwiększenie wydajności i jakości produkcji. było to możliwe dzięki nowoczesnym rozwiązaniom i zastosowaniu wysokiej klasy robotów, które są w stanie precyzyjnie i szybko zmontować oraz spawać elementy konstrukcji. cały proces jest w pełni nadzorowany przez program kontrolny pro-fit powiązany z całą gamą czujników, które kontrolują wszystkie parametry urządzenia. rola człowieka ogranicza się jedynie do zaprogramowania urządzenia i do nałożenia na stoły załadowcze komponentów takich jak np. blachy czy profile walcowane oraz rozładunku gotowych elementów, natomiast reszta procesu dzieje się automatycznie. w trakcie kilkuletniego funkcjonowania urządzenia można z całą odpowiedzialnością potwierdzić jego zalety. maszyna bez problemów spełniła wszystkie wymagania dopuszczające do wytwarzania konstrukcji stalowych, a ogromna ilość zrealizowanych projektów zakończyła się powodzeniem i zaowocowała brakiem reklamacji. sba może znaleźć bardzo szerokie zastosowanie w krajach rozwiniętych, w których wysokie koszty pracy spowodowały przeniesienie produkcji do krajów wschodnich. dzięki swoim zaletom urządzenie może na powrót wznowić produkcję w tych krajach przy minimalnym zatrudnieniu i niskich kosztach. natomiast w krajach mało rozwiniętych mających kłopoty z utrzymaniem wymaganych standardów ze względu na brak wykwalifikowanych pracowników zastosowanie urządzenia rozwiązuje ten problem i pozwala na podniesienie konkurencyjności na rynkach światowych [3,4]. literatura [1] materiały źródłowe firmy zekon sp. z o.o. [2] zrzut ekranu z programu pro fit. [3] nowak m., buchowski j., wiśniewski d.: zrobotyzowane spawanie wielkogabarytowych elementów ze wspomaganiem oprogramowania off-line. przegląd spawalnictwa 2013, nr 10, s. 19-29. [4] słania j., kuk ł.: proces łączenia materiałów do budowy pojazdów i nadwozi w przemyśle samochodowym. przegląd spawalnictwa 2014, nr 3, s. 40-46. [5] słania j., dziędzioł r.: automatyzacja i robotyzacja procesu montażu i spawania profili walcowanych – część 1 – historia. przegląd spawalnictwa 2015, nr 1. przegląd spawalnictwa uruchomił możliwość wolnego dostępu do pełnych treści artykułów w ramach open access library. artykuły w języku angielskim w formacie pdf zamieszczane są na stronie internetowej redakcji: www.pspaw.pl. autorów zainteresowanych publikacją w open access library prosimy o przesyłanie artykułów w języku polskim i angielskim. w miesięczniku nastąpi publikacja w języku polskim, a tekst w języku angielskim zostanie zamieszczony na stronie internetowej. przegląd spawalnictwa welding technology review open access library zamów newsletter zapraszamy państwa do zapisania się na newsletter przeglądu spawalnictwa, w tym celu należy wysłać e-mail z tematem “newsletter” na adres: redakcja@pspaw.pl 201407_pspaw.pdf 3przegląd spawalnictwa 7/2014 lutowność wybranych nadstopów niklu brazeability of selected nickel superalloys michał baranowski jerzy jakubowski mgr inż. michał baranowski – instytut mechaniki precyzyjnej, dr inż. jerzy jakubowski – politechnika warszawska. autor korespondencyjny/corresponding author: michal.baranowski@imp.edu.pl wstęp historia żarowytrzymałych nadstopów na bazie niklu jest ściśle związana z przemysłem lotniczym. dynamiczny rozwój nadstopów nastąpił podczas drugiej wojny światowej. związany był on z poszukiwaniem nowych materiałów na silniki lotnicze. stal nierdzewna madająca swoje ograniczenia przestała wystarczać konstruktorom. zaczęły pojawiać się pierwsze nadstopy na osnowie niklu, które charakteryzowały się żarowytrzymałością i żaroodpornością, a także odpornością na korozję w wysokiej temperaturze [1÷3]. nowa grupa materiałów umożliwiła znaczny rozwój lotnictwa. w nowoczesnych konstrukcjach silników z nadstopów niklu wykonywane są części pracujące w temperaturze powyżej 500 °c. ciągły rozwój tego typu materiałów dotyczy zmian składu chemicznego, technologii wytwarzania, otrzymywanych właściwości i zakresu zastosowań. istotne są również technologie zajmujące się przetwarzaniem nadstopów. należy tutaj uwzględnić cięcie, obróbkę plastyczną, obróbkę skrawaniem, odlewanie, spajanie, obróbkę cieplną, modyfikację powierzchni [2, 4]. w przypadku silników lotniczych nadstopy są powszechnie łączone metodą lutowania twardego i wysokotemperaturowego w piecach próżniowych. w związku z wysokimi wymaganiami przemysłu lotniczego oraz pojawiającymi się problemami podczas lutowania nie można ograniczać tej technologii do doboru parametrów procesu. należy również brać pod uwagę inne powiązane ze sobą operacje, takie jak przygotowanie powierzchni (mycie, obróbka strumieniowo-ścierna, zastosowanie powłok), montaż i pozycjonowanie zestawów [3, 4]. jednym z producentów silników lotniczych, który szeroko stosuje technologie lutowania twardego i wysokotemperaturowego, jest wsk „pzl-rzeszów” s.a. spółka we współpracy z instytutem mechaniki precyzyjnej i wydziałem inżynierii produkcji politechniki warszawskiej od wielu lat prowadzi badania mające na celu rozwój tej technologii [4÷8]. w artykule przedstawiono wyniki wstępnych badań własnych, mające na celu określenie lutowności wybranych nadstopów niklu, czyli zdolności tworzenia połączeń o wymaganych właściwościach. streszczenie w niniejszym artykule przedstawiono wyniki badań mające na celu określenie lutowności spoiwem bni2 wybranych nadstopów niklu inconel 600, inconel 625, inconel 718 i hastelloy x. zamieszczono wyniki pomiarów rozpływności, kątów zwilżania, wytrzymałości połączeń, mikrotwardości oraz omówione badania mikrostruktury połączeń z zastosowaniem mikroskopii świetlnej. wyniki przeprowadzonych pomiarów pokazano w formie diagramów. słowa kluczowe: lutowanie twarde, stopy niklu abstract this paper presents the results of tests that specify the brazeability of selected nickel superalloys inconel 600, inconel 625, inconel 718 and hastelloy x. the article shows the results of spreading measurements, contact angles measurements, joint strength, microhardness and microstructure examinations. metallographic examinations were supported by photographs made on the optical microscope. the results of the measurements are presented in the form of diagrams. keywords: brazing, nickel alloys 4 przegląd spawalnictwa 7/2014 materiały do badań w ramach eksperymentu badano lutowność czterech nadstopów na bazie niklu powszechnie stosowanych w przemyśle lotniczym: – inconel 600, – inconel 625, – inconel 718, – hastelloy x. trzy pierwsze z badanych materiałów, należące do nadstopów nikiel-chrom, charakteryzują się wysoką żarowytrzymałością i odpornością na korozję w wysokiej temperaturze. inconel 600 jest nadstopem umacnianym roztworowo. w przypadku inconelu 625 stosunkowo wysoka zawartość chromu i molibdenu powoduje, że materiał ten jest wyjątkowo odporny na utlenianie. natomiast inconel 718 jest nadstopem umacnianym wydzieleniowo. swoje właściwości zawdzięcza przede wszystkim wydzieleniom faz γ’’ – ni3nb oraz γ’ – ni3(al,ti). czwarty materiał hastelloy x należy do grupy nadstopów niklu z molibdenem, charakteryzujących się wysoką żaroodpornością oraz znaczną odpornością na korozję. skład chemiczny badanych materiałów zamieszczono w tablicy i [2, 9]. jako spoiwo wybrano lut na osnowie niklu typu bni2 (ams 4777), powszechnie wykorzystywany w lotnictwie do lutowania lekkich, ruchomych części silników oraz ciężkich, nieruchomych elementów. zalecany jest również do procesów spajania części stosowanych w przemyśle medycznym i spożywczym. jego skład chemiczny zamieszczono w tablicy ii. temperatura solidus lutu bni2 wynosi 970 °c, a likwidus 1000 °c. wartość temperatury lutowania tym materiałem zawiera się w przedziale 1010÷1175 °c. opis eksperymentu badania lutowności wykonano na dwóch typach próbek. pierwszy typ (rys. 1a) posłużył do określenia rozpływności i zwilżalności lutu. na płytki o takich samych wymiarach wykonanych z różnych materiałów nałożono lut bni2 w postaci pasty. w celu uzyskania jednakowej ilości spoiwa dla każdej próbki wszystkie płytki były ważone przed i po nałożeniu lutu. drugi typ próbek wykorzystano do prób wytrzymałościowych. próbki do badań składały się z trzech płytek lutowanych wg schematu pokazanego na rysunku 1b. pomiędzy płytkami umieszczono lut w postaci taśmy o grubości 50 µm. pierwiastek inconel 600 inconel 625 inconel 718 hastelloy x ni (+co) reszta (72,0 min.) – 50,00÷55,00 – ni – reszta (58,0 min.) – reszta cr 14,0÷17,0 20,0÷23,0 17,00÷21,00 20,5÷23,0 fe 6,00÷10,00 5,0 max. reszta 17,0÷20,0 nb (+ta) – 3,15÷4,15 4,75÷5,50 – mo – 8,0÷10,0 2,80÷3,30 8,00÷10,00 ti – 0,40 max. 0,65÷1,15 – al. – 0,40 max 0,20÷0,80 – co – 1,0 max. 1,00 max. 0,50÷2,50 c 0,15 max. 0,10 max. 0,08 max. 0,05÷0,015 mn 1,00 max 0,50 max. 0,35 max. 1,00 max. si 0,50 max. 0,50 max. 0,35 max. 1,00 max. p – 0,015 max. 0,015 max. 0,04 max. s 0,015 max. 0,015 max. 0,015 max. 0,03 max. b – – 0,006 max. 0,01 max. cu 0,50 max – 0,30 max – w – – – 0,20÷1,00 tablica i. skład chemiczny wybranych stopów niklu, wag.% [9] table i. chemical composition of selected nickel alloys, wt.% [9] lut bni2 ni si cr b fe c reszta 4,5 7 3,1 3 0,06 tablica ii. skład chemiczny lutu bni2, % [10] table ii. chemical composition of bni2 brazing alloy, % [10] 5przegląd spawalnictwa 7/2014 rys. 1. próbki stosowane w badaniach: a) próbka i, b) próbka ii fig. 1. the samples used in tests: a) sample i, b) sample ii w ramach przygotowania do procesu dwa typy próbek zostały umyte acetonem w myjce ultradźwiękowej. lutowanie nadstopów niklu wykonano w laboratoryjnym piecu próżniowym produkcji instytutu mechaniki precyzyjnej. parametry procesu lutowania były następujące: – wysokość próżni – 10-2 mbar, – temperatura lutowania – 1050 °c, – czas wytrzymania w temp. lutowania – 15 min, – studzenie wraz z piecem. badania rozpływności przeprowadzono na mikroskopie stereoskopowym olympus szx9. za pomocą programu analysis, wyznaczono pola wszystkich powierzchni nadstopów niklu zwilżonych lutem bni2. obserwację mikrostruktury oraz pomiary kątów zwilżania prowadzono na zgładach próbek, które wykorzystano wcześniej w badaniach rozpływności. przygotowane zgłady obserwowano na mikroskopie metalograficznym olympus ix 70 przy powiększeniach 50x, 100x, 200x, w zależności od pola powierzchni zwilżonej lutem. możliwość rejestracji obrazów z zapisem cyfrowym pozwoliło na wykorzystanie programu analysis do pomiarów kątów zwilżania. na zgładach próbek zostały wykonane również pomiary mikrotwardości metodą vickersa na urządzeniu firmy leitz przy obciążeniu 100 g. twardość była mierzona w materiale rodzimym, stanowiącym podłoże, oraz w strefie przejściowej i lutowinie (rys. 2). próbki drugiego typu (złącza zakładkowe) poddano statycznej próbie ścinania podczas rozciągania na maszynie wytrzymałościowej instron 1115 w celu wyznaczenia wytrzymałości połączeń. próby przeprowadzono w temperaturze 20 °c. rys. 2. pomiar mikrotwardości fig. 2. microhardness measurement rozpływność analizę rozpływności lutu wykonano na podstawie zdjęć makroskopowych przy powiększeniu 8x (rys. 3). wyniki pomiarów pól powierzchni zwilżonych lutem zamieszczono na rysunku 4. rys. 3. rozpływność wybranych nadstopów niklu: a) inconel 600, b) inconel 625, c) inconel 718, d) hastelloy x fig. 3. spreading of selected nickel superalloys; a) inconel 600, b) inconel 625, c) inconel 718, d) hastelloy x 6 przegląd spawalnictwa 7/2014 i hastelloy x. dla tych materiałów otrzymano najmniejsze wartości kątów – ok. 6°. większy kąt zwilżania ok. 9° uzyskano dla inconelu 625. najgorszą zwilżalność zarejestrowano dla nadstopu inconel 718. w tym przypadku zmierzono największą wartość kąta zwilżania – ok. 19°. mikrostruktura mikrostruktury stref przejścia na granicy lutowina – nadstopy niklu pokazano na rysunku 7. badania mikroskopowe wykazały w miejscu połączenia nadstopów niklu i lutu bni2 obecność wyraźnej warstwy dyfuzyjnej. stosunkowo mniejsze głębokości warstwy dyfuzyjnej zarejestrowano dla inconelu 600 i hastelloy x. dla tych nadstopów uzyskano głębokość warstw dyfuzyjnych w materiale lutowanym odpowiednio 27 i 25 μm. głębszą warstwę zaobserwowano dla inconelu 625 i inconelu 718. dla tych materiałów otrzymano głębokość warstw dyfuzyjnych w materiale podłoża odpowiednio 39 i 40 μm. dodatkowo w przypadku nadstopu inconel 718 wystąpiła porowatość w lutowinie. rys. 4. wyniki rozpływności fig. 4. spreading results największe pole powierzchni zwilżone lutem, a tym samym najlepszą rozpływność uzyskano dla materiałów inconel 600 oraz hastelloy x. dla nadstopu inconel 625 pole pokryte lutem było mniejsze o ok. 20 mm2. zdecydowanie najniższą rozpływność otrzymano dla nadstopu inconel 718. pole powierzchni zwilżone lutem dla tego materiału było ponad dwa razy mniejsze niż w przypadku nadstopów inconel 600 i hastelloy x. zwilżalność zwilżalność oceniono na zgładach wykonanych w płaszczyźnie prostopadłej do powierzchni podłoża. pomiary kątów zwilżania przeprowadzono na bazie zdjęć mikroskopowych (rys. 5) przy powiększeniu 100x, stosując program analysis. wszystkie wyniki pomiarów kątów zwilżania pokazano na rysunku 6. wyniki pomiarów pokazują ścisłą zależność pomiędzy zwilżalnością, a rozpływnością lutu bni2. wraz ze wzrostem pola powierzchni pokrytej lutem maleje kąt zwilżania. w przypadku pomiarów kątów zwilżania najlepsze wyniki uzyskano dla nadstopów inconel 600 rys. 5. pomiary kątów zwilżania: a) najmniejszy uzyskany kąt – hastelloy x, b) największy uzyskany kąt – inconel 718 fig. 5. measurements of contact angles: a) the smallest resulting angle – hastelloy x, b) the largest resulting angle – inconel 718 rys. 6. pomiary kątów zwilżania fig. 6. measurements of contact angles 7przegląd spawalnictwa 7/2014 rys. 7. mikrostruktura złączy lutowanych: a) inconel 600, b) inconel 625, 200x, c) inconel 718, d) hastelloy x fig. 7. the microstructure of brazed joints: a) inconel 600, b) inconel 625, 200x, c) inconel 718, x100, d) hastelloy x, wyniki pomiarów mikrotwardości rozkład mikrotwardości materiału podłoża, strefy dyfuzyjnej i lutowiny dla nadstopu hastelloy x zamieszczono na rysunku 8. rys. 8. rozkład mikrotwardości, hastelloy x fig. 8. microhardness distribution, hastelloy x w zależności od zastosowanego nadstopu uzyskano twardość materiału rodzimego w zakresie 119-322 hv0,1. najtwardszym materiałem okazał się inconel 718, zaś najniższą twardość uzyskano dla inconelu 600. w przypadku pomiarów w strefie dyfuzyjnej dla inconelu 718 uzyskano taką samą twardość jak w materiale rodzimym. dla pozostałych nadstopów natomiast zanotowano wzrost twardości w stosunku do materiału podłoża. twardość wzrosła od 33% dla inconelu 625 do 65 % dla nadstopu hastelloy x. jeszcze większy wzrost twardości w stosunku do materiału rodzimego zarejestrowano dla pomiarów w lutowinie. największy wzrost uzyskano dla inconelu 600 – o 285%. dla nadstopów inconel 718 i hastelloy x twardość wzrosła o odpowiednio 92% i 178%. najmniejszy wzrost otrzymano dla inconelu 625 – o 29%. badania wytrzymałościowe statyczną próbę ścinania przeprowadzono dla trzech materiałów: inconel 600, inconel 625, hastelloy x. zrezygnowano z inconelu 718 z powodu problemów ze zwilżaniem jego powierzchni lutem bni2 oraz znaczącą porowatością w lutowinie. wyniki z prób wytrzymałościowych przedstawiono na rysunku 9. rys. 9. wytrzymałość na rozciąganie nadstopów niklu fig. 9. tensile strength of nickel superalloys 8 przegląd spawalnictwa 7/2014 podsumowanie przy ośmiokrotnym powiększeniu wykonano pomiar pola powierzchni zwilżonych lutem. zastosowanie większych powiększeń (50x, 100x, 200x) umożliwiło spostrzeżenie zmian strukturalnych w strefie oddziaływania ciekłego lutu z nadstopami. głębokość warstw dyfuzyjnych określono na 25÷40 μm. w wynikach pomiarów mikrotwardości zauważono znaczący wzrost twardości w strefie przejścia i lutowinie w porównaniu do materiału podłoża badanych nadstopów niklu. powodem takich różnic była obecność w lutowinie faz międzymetalicznych, które znacząco zwiększyły twardość tej strefy względem materiałów podłoży. badania wytrzymałościowe lutowanych nadstopów hastelloy x i inconel w temperaturze 20 °c wykazały, że przy prawidłowo wykonanych połączeniach ich wytrzymałość przewyższyła wytrzymałość materiałów rodzimych – zerwanie następowało w materiale, a nie w lutowinie. przeprowadzone badania lutu potwierdziły ścisła zależność pomiędzy rozpływnością oraz zwilżalnością. te dwa zjawiska miały również największe znaczenie przy ocenie lutowności. najlepsze wyniki pomiarów w badaniach rozpływności oraz zwilżalności, a tym samym najlepszą lutowność uzyskano dla inconelu 600 oraz hastelloy x. natomiast najmniejszą zwilżalność i rozpływność, a zatem też najgorszą lutownością spośród badanych stopów charakteryzuje się inconel 718. literatura [1] paulonis d.f., schirra j.j.: alloy 718 at pratt&whitney – historical perspective and future challenges; superalloys 718, 625, 706 and various derivatives, tms, 2001. [2] donachie m.j., donachie s.j.: superalloys: a technical guide, second edition; asm international, 2002. [3] dul i.: zastosowanie i przetwarzanie stopów niklu w przemyśle lotniczym; przegląd spawalnictwa nr 7-8/2009, s. 67÷73. [4] dul i., kopeć j., poradka a., turowska l., babul t., kowalski s., jakubowski j., senkara j.: wpływ wybranych czynników technologicznych na proces lutowania próżniowego stopów ni i stali wysokostopowej 18-8; przegląd spawalnictwa nr 10/2009, s. 77÷80. [5] babul t., kowalski s.: lutowanie przewodów hydraulicznych pneumatycznych i paliwowych do silników lotniczych; inżynieria powierzchni, 2006, nr 3, s. 26÷31. [6] babul t., kowalski s., senkara j., jakubowski j., gancarczyk t.: zastosowanie lutów na bazie srebra i złota do lutowania wybranych części silników lotniczych; inżynieria powierzchni, 2007, nr 3, s. 44÷52. [7] babul t., jakubowski j., kopeć j., kowalski s., senkara j, turowska l.: lutowanie próżniowe uszczelnień ulowych w aparatach kierujących wykonanych ze stopów hastelloy i inconel z zastosowaniem lutu nicrsib; przegląd spawalnictwa nr 9/2007, s. 124÷129. [8] dul i., senkara j., bober m., jakubowski j.: wpływ wysokotemperaturowego wygrzewania próżniowego na lutowność inconelu 718 lutem palnicro 36; przegląd spawalnictwa nr 9/2013, s. 15÷19. [9] high temp metals, technical data, www.hightempmetals.com [10] johnson matthey metal joining, product datasheet, www.jm-metaljoining.com imię i nazwisko kontakt do osoby zamawiającej: adres nip zamawiam książkę plany spawania – teoria i praktyka w redakcji przegląd spawalnictwa w liczbie .... egz. cena 1 egzemplarz książki jacka słani: plany spawania – teoria i praktyka wynosi: 80 zł (w tym 5% vat) w celu zamówienia książki w redakcji należy wypełnić formularz zamieszczony obok i przesłać go w formie faksu, skanu lub listu na adres: redakcja – przegląd spawalnictwa aw simp ul. świętokrzyska 14a, 00-050 warszawa tel.: 22 827 25 42, faks: 22 336 14 79 e-mail: redakcja@pspaw.pl wpłaty należy dokonać na rachunek bankowy: bank bph s.a. oddział w warszawie 45 1060 0076 0000 3200 0043 1836 podpis ______________________________________________________ firma plany spawania teoria i praktyka – jacek słania oświadczam, że jestem podatnikiem vat i upoważniam firmę do wystawienia faktury bez podpisu 201501_pspaw.pdf 41przegląd spawalnictwa vol. 87  1/2015 metody wizyjne w automatyzacji spawania vision methods in automation of welding mgr inż. grzegorz sypniewski – katedra automatyki przemysłowej i robotyki, wydział elektryczny zachodniopomorskiego uniwersytetu technologicznego w szczecinie. autor korespondencyjny/ corresponding author: grzegorz.sypniewski@zut.edu.pl wstęp nikogo, kto zetknął się ze spawaniem łukowym nie trzeba przekonywać o twardo przemysłowym charakterze tej czynności. nie bez podstaw proces ten zalicza się do grupy 3d dirty, dull, dangerous, lub jeszcze inaczej 3h hazardous, hot, heavy [1]. ilość zagrożeń, a także dość trudny i wymagający charakter tej pracy sprawia, iż w krajach wysokorozwiniętych coraz trudniej o młodych ludzi chętnych do wykonywania tej ważnej pracy. z pomocą przychodzi automatyzacja i robotyzacja. bardzo wiele robotów pracujących w przemyśle wyposażonych jest w urządzenia do cięcia termicznego lub spawania. łatwo to zauważyć w branży motoryzacyjnej streszczenie w artykule omówiono problematykę wdrożenia systemu wizyjnego do sterowania procesem spawalniczym. zaprezentowano podstawowe sposoby usuwania zakłóceń oraz algorytmy rozpoznawania obrazu. przetestowano dostępne na rynku czujniki. słowa kluczowe: śledzenie złącza,filtrowanie zakłóceń, metody wykrywania krawędzi abstract the article discusses the issues of implementation of the vision system to control the welding process. the basic methods of removing noises and image recognition algorithms were presented. commercially available sensors were tested. keywords: seam tracking, noise filtering, edge detection grzegorz sypniewski i wszędzie tam gdzie liczy się duży wolumen produkcji, powtarzalność, prostota operacji, niewielkie rozmiary detalu lub spoiny. sytuacja komplikuje się w momencie, gdy do wykonania jest pojedynczy detal, lub krótka seria. w przypadku złożonych kształtów nie obejdzie się bez zbudowania dodatkowego oprzyrządowania, uchwytów, mocowań, itd. chyba największą bolączką robotyzacji spawania jest tolerancja wymiarów elementów dostarczonych na stanowisko zautomatyzowane. robot działa według zaprogramowanego schematu. od punktu do punktu. standardowo nie jest wyposażony w „oczy”, ani inne zmysły, tak aby mógł samodzielnie skorygować 42 przegląd spawalnictwa vol. 87 1/2015 ścieżkę narzędzia, jakim jest palnik. ratunkiem w takich okolicznościach jest dopilnowanie wymiarów detali, sposobu montażu. skorzystanie z obróbki maszynami cnc. nie zawsze jest to możliwe i opłacalne. w przypadku dużych powierzchni wręcz niemożliwe. bardzo często, pracownicy przed spawaniem, szlifując ręcznie przygotowują powierzchnię, co wprowadza dodatkowo pewien faktor losowości. w klasycznych rozwiązaniach można się ratować techniką „touch and sense”, w której to, w metodzie mig/mag dotyka się końcówką drutu spawalniczego lub łuską obrabiany materiał [2]. przy kontakcie następuje przepływ prądu o małym natężeniu. badając w ten sposób element w kilku charakterystycznych miejscach można wprowadzić korekty do programu i zmodyfikować teoretyczne położenie detalu na rzeczywiste. nie uchroni nas to przed odkształceniami termicznymi, jakie niechybnie pojawią się w trakcie spawania. nie zawsze jest możliwe zastosowanie funkcji „touch and sense”. nie uda się w przypadku złącza typu i, oraz w ciasnych miejscach. pewnym wyjściem z opresji jest kontrola długości łuku. nie jest mi znany producent robotów, który nie miałby w ofercie takiej opcji programowej. bardzo dobrze sprawdza się to, gdy konieczne jest korygowanie wysokości palnika w trakcie kładzenia długich spoin, gdyż materiał ma tendencję do falowania. trudniejszym zadaniem jest śledzenie spoiny horyzontalnie. palnik musi oscylować wewnątrz wyraźnego rowka, najlepiej zbliżonego kształtem do litery v. spoina pachwinowa również mieści się w tej kategorii. podstawą tej metody jest wychwycenie zmiany długości łuku elektrycznego wewnątrz złącza, co przekłada się na zmiany prądu. widać wyraźnie, że sposób ten jest ograniczony, co do metody spawania, rodzaju i długości spoiny. celem niniejszej publikacji jest omówienie popularnych algorytmów rozpoznawania obrazu, w tym przypadku krawędzi rowków spawalniczych. zaznaczono istnienie praktycznych problemów i sposobów radzenia sobie z nimi w aplikacjach wykorzystujących kamery lub czujniki wizyjne w robotyzacji spawania. rys historyczny na przestrzeni lat było wiele pomysłów na rozwiązanie kwestii kierowania palnikiem w spoinie. często pojawiały się czujniki taktylne, czyli rodzaj palca wędrującego wewnątrz rowka. testowano także czujniki ultradźwiękowe[3], indukcyjne[4], radarowe[5]. dosyć dawno na scenie pojawiły się metody wizyjne. pierwsze rozwiązania [6,7] pojawiły się na początku lat 80-tych ubiegłego wieku. prace kawahary miały wielki wpływ na kolejne rozwiązania. dużo działo się w latach 90 i na przełomie wieku. największy rozwój obserwujemy jednak w chwili obecnej, gdy na targach poświęconych robotom, jedną halę można przeznaczyć na systemy wizyjne. wciąż pojawiają się nowe pomysły na realizację śledzenia rowka spawalniczego, pomimo obfitości rozwiązań nie powstał jeszcze system na tyle tani i uniwersalny by trafić z marszu pod strzechy. przed spawaniem przygotowując się do rozwiązania aplikacji wizyjnej trzeba odpowiedzieć na kilka ważnych pytań, które ograniczą zakres możliwych rozwiązań. jedne z nich dotyczą technologii, inne systemów sterowania. oba te wątki przenikają się. najważniejsza jest odpowiedź na pytanie: jakie materiały będziemy łączyć. czy detale są duże, małe, w jakiej tolerancji wykonane. w skrajnych przypadkach nawet najlepszy spawacz może mieć problem. jaki jest charakter złącza. inne metody detekcji są przewidziane dla połączenia pachwinowego, inne dla typu i, zakładka także ma swoją specyfikę. istotne jest, w jaki sposób materiał odbija światło. jednym z kryteriów jest technologia spawania. inaczej podchodzi się do spawania laserowego, gdzie potrzebna jest rewelacyjna dokładność i szybkość śledzenia. inaczej do tig, gdzie jasność łuku jest stosunkowo niska, jeszcze inaczej do metody mag, z dużą ilością odprysków, silnym łukiem elektrycznycznym, niższą pożądaną dokładnością. kluczowe jest ustalenie, czy w danej aplikacji lepszy będzie skaner laserowy zakupiony od wyspecjalizowanej firmy (można go zbudować we własnym zakresie), czy może system wizyjny składający się z jednej lub kilku kamer. używając czujnika laserowego jest się z automatu zobligowanym do zamocowania go w przestrzeni roboczej narzędzia [8]. jest to tzw. podejście eye-inhand. kamery również mogą być mocowane w ten sam sposób, ale zależnie od aplikacji, mogą one pracować w układzie „hand to eye”. ma to bezpośrednie przełożenie na to czy pracujemy w układzie współrzędnych globalnych albo narzędzia. konieczne jest ustalenie, w jaki sposób czujnik (kamera) będzie chroniona, przed środowiskiem. krytyczne jest dobranie odpowiednich filtrów przepuszczających tylko odpowiednie pasmo światła, oraz dobranie obiektywu. dobierając kamerę warto skorzystać z uwag zamieszczonych w artykule [9]. należy się zdecydować czy skuteczniejsze będzie zastosowanie matrycy cmos lub ccd. przetwarzanie obrazu zasadniczo wyszukiwanie rowka spawalniczego można przeprowadzić na dwa sposoby. z użyciem zewnętrznego silnego źródła światła, typu paski laserowe (rys. 1) jest to metoda aktywna. polega to na 43przegląd spawalnictwa vol. 87  1/2015 zastosowaniu źródła laserowego emitującego światło. odbity promień trafia na matrycę światłoczułą. kształt odbitego promienia niesie oczekiwane przez nas informację. zdarzają się systemy ze światłem laserowym w postaci owalu lub kilku pasków. rys. 1. zasada działania skanera laserowego fig. 1. laser scanner working principle pasywne: w których wykorzystuje się światło pochodzące od łuku elektrycznego. można obserwować kształt i zachowanie jeziorka roztopionego metalu oraz rowek [10]. innym sposobem klasyfikacji systemów wizyjnych jest tryb pracy 2d lub 3d. w pewnych przypadkach jest możliwe skuteczne rozwiązanie problemu, wykorzystując tylko dwa wymiary. najczęściej spotyka się systemy 3d. naturalną przewagę mają skanery laserowe. ich sposób działania powoduje, iż korzystając z triangulacji w łatwy sposób można określić głębokość lub szerokość rowka (rys. 2) rys. 2. pole działania czujnika laserowego, z dokumentacji mel fig. 2. area of scanning, from mel textbook sprawą, która nie może umknąć w trakcie budowania systemu jest kalibracja optyki. o ile w przypadku rozwiązań komercyjnych nie stanowi to większego problemu, gdyż producent dostarcza gotowe narzędzia. to w przypadku systemów własnych konieczne jest przeprowadzenie odpowiednich procedur. powstało wiele opracowań dotyczących tego zagadnienia. [11÷13]. bardzo często w tej operacji wykorzystuje się wzorce typu szachownica, lub inne symetryczne obrazy. kolejnym tematem do podjęcia jest sposób wizyjnego sterowania manipulatorem. załóżmy, że mamy już kamerę i spawany element. teraz dążymy do tego by redukować odchyłkę palnik-kamera od środka rowka. do wyboru jest jedna z trzech opcji: – pbvs (position based visual servoing), sygnały wejściowe i odpowiedzi są obliczane w trójwymiarowej przestrzeni kartezjańskiej. – ibvs (image based visual servoing), sygnały wejściowe i odpowiedzi znajdują się w przestrzeni 2d. – hvs (hybrid visual servoing), w tym mieszanym systemie dane o orientacji prezentowane są w przestrzeni 3d, natomiast reszta informacji, w tym pozycja w 2d. układy pbvs oraz hvs są wrażliwe na niedoskonałość kalibracji kamery. lepiej z błędami kalibracji radzi sobie układ ibvs, lecz pojawiają się inne problemy związane z koniecznością zapewnienia odpowiedniej orientacji kamery i ręcznego ustawienia obiektu polu widzenia [14,15]. przegląd literatury i rozwiązań wskazuje na większą popularność metody pbvs. niezależnie od tego, jakim sensorem, bądź kamerą dysponujemy algorytm postępowania jest bardzo podobny. pokrywa się także wiele metod filtrowania obrazów. temat jest bardzo rozległy. nie sposób w krótkiej publikacji przedstawić wszystkie sposoby na przefiltrowanie pożądanej informacji. rys. 3. etapy rozpoznawania obrazu fig. 3. stages of image processing 44 przegląd spawalnictwa vol. 87 1/2015 bazując na metodach podstawowych naukowcy rozwijają własne implementacje. moim zamierzeniem jest przedstawienie ogólnego schematu działania, oraz przedstawienie i omówienie najczęściej wykorzystywanych operacji matematycznych na obrazach. na rysunku 3 pokazane są kolejne kroki prowadzące do zakończenia skutecznej analizy obrazu. to, co dla ludzi jest łatwo interpretowalnym obrazem musi być przetłumaczone na zrozumiały dla komputera ciąg zero-jedynkowy. kolorowe obrazy są, więc przetwarzane na takie z poziomami szarości. obraz jest klasą funkcji dwuwymiarowej. przedstawia się ją za pomocą macierzy (1) [16]. rozmiar macierzy jest taki jak rozdzielczość kamery, więc może to być przykładowo 640x480 punktów. każdy punkt ma wartość od 0 do 255 co stanowi wagę. dla wartości 255 punkt jest biały, dla wartości 0 punkt jest czarny. współczynniki x i y określają położenie punktu, natomiast zmienna t jego zmianę w czasie. stąd widać jasno, iż duża rozdzielczość kamery skutkować będzie dużą macierzą, co zajmuje dużo pamięci. warto o tym fakcie pamiętać. na rysunku 4 zaprezentowany jest obraz 640x480 punktów w skali szarości przechwycony przez przemysłową kamerę bvs universal. rys. 4. obraz przechwycony z kamery fig. 4. captured image do wygenerowania tego i następnych sub-obrazów użyty został pakiet scilab w wersji 5.5.1 oraz biblioteki sivp, ipd. zdecydowałem się na użycie tego środowiska ze względu na powszechną dostępność, rozpowszechniane jest na licencji open source oraz niskie wymagania sprzętowe. używając poziomu szarości na osi odciętych (ox) oraz ilości punktów na osi rzędnych (oy) można wyrysować diagram zwany histogramem rozkładu szarości. na rysunku 5 zaprezentowany jest taki wykres dla rysunku 4. z wykresu tego można odczytać współczynnik kontrastu, poziom rozkładu szarości itp. są to bardzo przydatne informacje, gdy zachodzi potrzeba rozjaśnienia lub ściemnienia obrazu [16]. rys. 5. histogram fig. 5. histogram jedną z pierwszych operacji, jakie można zastosować jest przekształcenie liniowe (linear transformation) [17]. światło otoczenia może silnie wpływać na obraz widziany przez kamerę, prowadzi to do nierównomiernego oświetlenia próbki, co dobrze widać na rysunku 1. aby zminimalizować ten problem można posłużyć się następującą zależnością (2): gdzie i (i, j) jest wagą szarości (i, j), i są wartościami progowymi, do dobrania odpowiedniego poziomu. innym dosyć prostym zabiegiem jest operacja „and” [13]. sprawdza się dobrze tam gdzie jest dużo rozprysków. na przykład w trakcie spawania w osłonie co2. rozpryski dają silne zakłócenie, na szczęście są krótkotrwałe. w związku z tym, iskry, które widać na jednej klatce, znikają w następnym ujęciu lub znajdują się w innym miejscu. z matematycznego punktu prezentuje się to tak (3): i(i,j) reprezentuje poziom szarości punktów i,j w danej chwili t. i oraz j są liczbami całkowitymi 0<i<w, 0<j<h; w i h są odpowiednio szerokością i wysokością obrazu w pikselach. 45przegląd spawalnictwa vol. 87  1/2015 bardzo często spotykaną techniką jest zastosowanie filtru medianowego. jest bardzo dobry do usuwania zakłóceń typu „sól i pieprz”[1]. jego mocną stroną jest zachowanie ostrości krawędzi w porównaniu do filtra uśredniającego oraz odporność na lokalne szumy. wadami jest długi czas obliczeń i erozja obrazu w przypadku zastosowania dużych okienek typu 9x9. dobrze to widać na poniższym rysunku 6. istotą działania filtru medianowego jest wybór wartości środkowej uporządkowanego rosnąco ciągu wartości jasności pikseli, przetwarzanego punktu i jego otoczenia. maski, czyli macierze, z których liczy się medianę mają zazwyczaj rozmiar 3x3, 5x5. innymi dosyć często spotykanymi filtrami są filtr gaussa, maksymalny, minimalny, uśredniający. rys. 6. zastosowanie filtru medianowego fig. 6. usage of median filter wykrywanie krawędzi po przeprowadzeniu czynności wstępnych, większość zakłóceń powinna być usunięta. teraz można przystąpić do właściwej pracy, czyli odnalezienia rowka spawalniczego. jak już wspomniałem wcześniej, wielkość obrazu przekłada się 1:1 na wielkość macierzy. ma to istotny wpływ na szybkość obliczeń i ilość zajmowanej pamięci. stanowi to duże zagrożenie dla procesu spawania real time. dlatego też zazwyczaj wybiera się obszar zwany roi (region of interest). w praktyce nie jest spotykane by ważny był cały obraz przesyłany przez kamerę. zwykle jest to fragment o rozmiarze mrzędów, n-kolumn w środkowej części obrazu. kolejnym stosowanym zabiegiem jest binaryzacja obrazu. traci się w ten sposób znaczną część informacji, ale ułatwia obliczenia. najczęstszym sposobem jest progowanie zgodnie ze wzorem poniżej. polega to na ustawieniu wartości progu t (4), powyżej której piksele należą do rowka spawalniczego, a poniżej tej wartości należą do tła. binaryzacja jest zazwyczaj stosowana w metodach aktywnych, gdzie zależy nam na wzmocnieniu profilu. czyli kształtu odbitego światła od powierzchni badanego elementu. progowanie może odbywać się na kilka sposobów, jako globalne, lokalne, wymagające wiedzy a-priori, lub z błędem minimalnym. zaawansowanym algorytmami binaryzacji obrazów stosowanymi w automatyzacji spawalnictwa są metoda otsu [18÷20] oraz bernsena [21]. metody gradientowe są najpowszechniej stosowanymi technikami wykrywania krawędzi w obrazie. podstawą jest wyznaczanie pierwszej pochodnej w dwóch ortogonalnych kierunkach (niekoniecznie w pionie i poziomie). metody te zwane są także filtrami lub operatorami. jest ich kilka, mają swoje cechy, wady i zalety. stosowanie ich powiązane jest z oglądanym materiałem jakim dysponujemy i środowiskiem w jakim pracujemy. jednym z nich jest operator robertsa (roberts cross). jeden z pierwszych, jakie zostały zaproponowane na początku lat 60-tych. niestety, operator robertsa jest bardzo czuły na lokalne zakłócenia obrazu, czyli szumy i z powodów znacznych błędów nie może być używany do analizy obrazów o dużym poziomie szumów, daje jednak wąskie krawędzie. zasada działania polega na obliczeniu różnic wartości pikseli znajdujących się koło siebie po przekątnych, następnie dodaje się ich wartości bezwzględne. obliczenie różnic zapisuje się, jako splot macierzy obrazu z macierzami (maskami) o rozmiarze 2x2. wynikiem, są dwie macierze przedstawiające pochodne kierunkowe obliczone dla kierunków 135° oraz 45°. wynikowy obraz krawędzi powstaje po obliczeniu różnic modułów z odpowiadających sobie elementów macierzy (5) [22,23]. w metodzie sobela [19,22] wyznacza się pochodną kierunkową. robi się to za pomocą splotu macierzy obrazu z maską 3x3 (6)charakterystyczną dla danego kierunku. odbywa się to z krokiem 45°, mamy zatem osiem macierzy wynikowych, które są antysymetryczne w stosunku do kierunku wykrywanej krawędzi. filtr sobela wykonuje operację uśredniania pochodnej z trzech linii równoległych do kierunku różniczkowania. ma przez to mniejszą wrażliwość na zakłócenia w obrazie (szum) niż krzyż robertsa i lepiej wygładza niż operator prewitta, jednakże w przypadku testowanego obrazu wyniki nie są zadowalające (rys. 7). filtr prewitt’a [16, 22] działa podobnie do filtru sobela. różnicą jest użycie innych masek do liczenia gradientu. 46 przegląd spawalnictwa vol. 87 1/2015 rys. 7. zastosowanie operatora sobela fig. 7. usage of sobel operator najmniejsza maska tak jak poprzednio jest rozmiaru 3x3. tak jak w poprzednim operatorze jest możliwe wyznaczenie estymaty pochodnej w jednym z ośmiu kierunków. operacja polega na splocie (konwolucji) macierzy (masek)z obrazem oryginalnym. w wyniku powstają estymaty pochodnych w dwóch kierunkach. tak jak we wcześniejszych operatorach dodajemy do siebie moduły (7) (rys. 8). rys. 8. zastosowanie operatora prewitt’a fig. 8. usage of prewitt operator ostatnim z najczęściej spotykanych filtrów jest filtr canny’ego [18,20,24,25]. właściwie jest to kilkustopniowy algorytm. daje bardzo dobre rezultaty, minimalizuje liczbę wykrytych fałszywych krawędzi, równocześnie nie pomija prawdziwych krawędzi. niestety jest to okupione czasem realizacji. operację można podzielić w następujący sposób: 1. użycie filtru gaussa do eliminacji pojedynczych zakłóceń. obraz jest lekko rozmazany. rozmiar maski może być zmienny. 2. szukanie gradientu natężenia obrazu. w tym etapie algorytm wykorzystuje omówione wcześniej operatory do optymalnego wykrycia krawędzi we wszystkich kierunkach. nachylenie krawędzi oraz jej kierunek również są określane. 3. usuwanie nie maksymalnych punktów. chodzi o to by linia krawędzi była maksymalnie wąska, lecz nieprzerwana. daje to także dobre umiejscowienie. wykryta krawędź jest właściwym odwzorowaniem rzeczywistej. 4. śledzenie pikseli i progowanie z histerezą. usuwa się w ten sposób krawędzie nieistotne znajdujące się poniżej progu wyzwolenie i jednocześnie łączy się krawędzie ze sobą w miejscach gdzie był słaby kontrast rysunek 9. rys. 9. zastosowanie filtru canny’ego fig. 9. usage of canny filter istnieją również inne metody wykrywania krawędzi. za pomocą pakietu scilab udało się wygenerować odpowiednie obrazy dla operatora laplace’a oraz operatora log. pokazano także działanie algorytmu wykorzystującego szybką transformatę fouriera. są to zaawansowane metody obliczające drugą pochodną. czas realizacji jest odpowiednio dłuższy. 47przegląd spawalnictwa vol. 87  1/2015 rys. 10. wynik działania operatora fftderiv ze scilaba fig. 10. result of function fftderiv in scilab rys. 11. wynik działania operatora log ze scilaba fig. 11. result of function log in scilab rys. 12. wynik działania filtru laplace’a ze scilaba fig. 12. result of function laplace in scilab traktować, jako zamiennika dla wcześniej wspomnianych algorytmów, jest to kolejny etap w generowaniu ścieżki dla palnika. transformata przeprowadzana jest na obrazach binarnych w metodzie tej punkty obrazu x,y są przenoszone do przestrzeni hough. prosta w układzie kartezjańskim w przestrzeni hough jest punktem, natomiast punkt w układzie kartezjańskim zamienia się w krzywą sinusoidalną. jest to przestrzeń akumulacyjna. punkty z różnych krzywych przecinają się tworząc maksima. zbiór maksimów w przestrzeni hough odpowiada prostej w układzie kartezjańskim. niestety nie udało się zainicjować odpowiednich bibliotek w scilabie by wykreślić przykładowy rysunek. operacje dodatkowe wyznaczone krawędzie posiadają pewną grubość i nierównomierność. aby uzyskać idealny rowek spawalniczy, używa się metody najmniejszych kwadratów. powoduję to, że wyznaczona zostaje linia najbardziej zbliżona do rzeczywistego środka rowka spawalniczego [9]. rodzaje sterowania znając już położenie rowka spawalniczego na obrazie można poprowadzić palnik. kontrolery realizujące to zadanie najczęściej bazują na klasycznych regulatorach pid [18,28] (rys. 13), a także ich rozwinięciach. dobrym przykładem jest skorzystanie z regulatora fuzzy pid [29]. regulatory takie umieszczane są w ujemnej pętli sprzężenia zwrotnego z obiektem. składają się z trzech części: proporcjonalnej kompensującej uchyb bieżący, całkującej kompensującej akumulację uchybów z przeszłości i różniczkującej kompensującej przewidywane uchyby w przyszłości. rys. 13. schemat blokowy regulatora pid fig. 13. a block diagram of a pid controller rysunki 10, 11 i 12. bardzo często wykorzystywanym narzędziem jest transformata hough [17, 26, 27]. generalnie rzecz ujmując jest to sposób na wykrywanie linii. metodę tę zaadaptowano następnie do wykrywania bardziej złożonych obiektów np. okręgów, oraz innych kształtów. transformata hough jest szczególnym przypadkiem transformaty radona. nie należy jej testy tyle teorii. przeprowadzono serię testów w oparciu o rozwiązania komercyjne. do testów wykorzystano dwa skanery laserowe podobnej klasy, oraz czujnik wizyjny (inteligentny) balluff bvs-universal. wszystkie produkty konfiguruję się poprzez oprogramowanie 48 przegląd spawalnictwa vol. 87 1/2015 udostępniane przez producentów. należy zauważyć iż w przypadku skanerów laserowych konieczne jest wybranie w oknie programu odpowiedniego trybu rozpoznawania krawędzi zależnego od złącza które będzie śledzone (rys. 14). dotyczy to wszystkich dostępnych na rynku sensorów (zgodnie z wiedzą autora). spowodowane jest to koniecznością wyboru najlepszego w danej aplikacji algorytmu rozpoznawania. testowane urządzenia prawidłowo rozpoznawały kształty złącz. były również odporne na zakłócenia generowane przez środowisko przemysłowe, tj. rozbłyski, pył i pole elektromagnetyczne. czujniki świetnie radziły sobie z ze złączami typu v (rys. 15). nieco gorzej ze złączem typu i. wynika to z faktu, iż nie ma jednego uniwersalnego czujnika i do każdej aplikacji należy starannie wybrać skaner. w przypadku złącza i kluczowe jest dobranie właściwej rozdzielczości oraz umiejscowienie czujnika na optymalnej wysokość nad próbką. inaczej jest z kamerą od balluffa, gdyż prezentowany produkt nie jest dedykowany do zastosowań w spawalnictwie. pomimo tej niedogodności udało się prawidłowo wykryć krawędzie z pomocą dołączonego oprogramowania konfiguracyjnego. rozdzielczość 640x480, tryb pracy monochromatycznej i odporność na warunki przemysłowe oraz sposób komunikacji z otoczeniem, kompaktowa niewielka zabudowa rokuje duże szanse na ciekawe projekty w dziedzinie spawalnictwa rysunek 16. rys. 14. okno wyboru rodzaju złącza fig. 14. software screen for choosing seam tracking rys. 15. czujnik nad złączem typu v fig. 15. scanner above v-type seam rys. 16. okno wyboru opcji skanowania czujnika bvs fig. 16. software screen for choosing scan option of bvs sensor podsumowanie problematyka śledzenia złącza znana jest od dobrych trzydziestu lat. na przestrzeni tego czasu powstało setki opracowań i rozwiązań technologicznych. zarówno naukowych i ściśle produkcyjnych. zaprezentowane algorytmy wykrywania krawędzi są dobrze znane i opracowane. pojawiają się kolejne bardziej wyrafinowane techniki. ceny czujników znacznie spadły. dotyczy to zwłaszcza sensorów laserowych, niemniej jednak ich cena jest, co najmniej kilka razy wyższa od ceny dobrej kamery przemysłowej. różnica ta niweluje się w momencie wdrożenia, które w przypadku systemów dedykowanych opartych na własnych rozwiązaniach i kamerach będzie dużo droższe. nakład pracy doświadczonego integratora jest znaczny i wyraża się w konkretnych pieniądzach. można zadać sobie pytanie. skoro algorytmy wizyjne są dobrze rozwinięte, dlaczego roboty spawalnicze nie są sprzedawane z gotowymi zestawami wizyjnymi. odpowiedzi na to pytanie jest kilka. wciąż powstają coraz lepsze algorytmy rozpoznawania obrazu i sterowania narzędziem. używanie obecnych systemów nie jest takie proste, przy zmiennej produkcji konieczne jest ustawianie systemu od nowa, przeprowadzanie kalibracji. kłopotliwe jest mocowanie czujników na ramieniu robota lub automatu. zawsze istnieje trywialna możliwość zniszczenia drogiego sprzętu przez nieuwagę. podstawowym problemem jest to, iż nie powstał do tej pory system gotowy do działania zaraz po wyciągnięciu z pudełka. autor.dziękuje.firmom.balluff,.marel,.wobit.za.udostępnienie.czujników.i.okazaną.pomoc.przy.realizacji.badań . użyty.sprzęt.i.oprogramowanie: 1 .. balluff.bvs001..bvs-ur-3-001-e. 2 .. micro_epsilon..llt2611-50,.dystrybutor.wobit 3 .. mel...m2-ilan-2-6/4/4,5...dystrybutor.marel.-.serwis. mariusz.samborski  5 .. pakiet.scilab.5 .5 .1.i.biblioteki.sivp.0 .5 .3 .2,.ipd.8 .3-2 .1 49przegląd spawalnictwa vol. 87  1/2015 literatura [1] kohut p.: metody wizyjne w robotyce (część ii), przegląd spawalnictwa 1/2009. [2] kruczyński m.: sensory i układy śledzenia spoiny na zrobotyzowanych stanowiskach spawalniczych, przegląd spawalnictwa 1/2013. [3] mahajan a., figueroa f.: intelligent seam tracking using ultrasonic sensors for robotic welding, robotica volume 15, issue 03, may 1997, pp 275-281, doi: http://dx.doi. org/10.1017/s0263574797000313 [4] kang-yul bae, jin-hyun park: a study on development of inductive sensor for automatic weld seam tracking, journal of materials processing technology 176 (2006), pp 111-116. [5] schrattenecker j., haderer a., reinthaler g, stelzer a.: position estimation of lap joints for seam tracking applications at mm-wave frequencies 978-2-87487-029-3 © 2012 euma. [6] agapakis j.: vision-aided remote welding, ph.d. thesis mit 1985. [7] kawahara m.: tracking control system using image sensor for arc welding, automatica volume 19, issue 4, july 1983, pp 357-363. [8] cegielski p.: analiza uwarunkowań zapewnienia punktu roboczego narzędzia w zrobotyzowanych aplikacjach spawania mig/mag, przegląd spawalnictwa 8/2014. [9] kania m.: dobór optymalnej kamery do zadania wizyjnego, pomiary automatyka robotyka 10/2014. [10] hongbo ma, shanchun wei, tao lin and shanben chen: binocular vision system for both weld pool and root gap in robot welding process, sensor review 30/2 (2010) 116-123 emerald group publishing limited [issn 0260-2288] [doi 10.1108/02602281011022706]. [11] ting xue, bin wu: reparability measurement of vision sensor in active stereo visual system, measurement 49 (2014) 275-282. [12] xizhang chen, shanben chen, houlu xue: comparison of calibration methods for image center, robotic welding, intelligence and automation, lnee 88. springer-verlag berlin heidelberg 2011. [13] f. liu: research on the laser calibration method for the image plane center of the visual sensor, robot. weld., intellige. & automation, lncis 362. springer-verlag berlin heidelberg 2007. [14] zaojun fang, de xu, min tan: a vision-based self-tuning fuzzy controller for fillet weld seam tracking, ieee/asme transactions on mechatronics, vol. 16, no. 3, june 2011. [15] de xu, zhiguo yan, zaojun fang, min tan: vision tracking system for narrow butt seams with co2 gas shielded arc welding, proceedings of the 5th international conference on automation, robotics and applications, dec 6-8, 2011, wellington, new zealand. [16] hsing-chia kuo, li-jen wu: an image tracking system for welded seams using fuzzy logic, journal of materials processing technology 120 (2002) 169-185. [17] haiyong chen, fengxiang lei, guansheng xing, weipeng liu, hexu, sun: visual servo control system for narrow butt sea, 978-1-4673-5534-6/13/$31.00_c 2013 ieee. [18] yanling xu, huanwei yu, jiyong zhong, tao lin, shanben chen: real-time seam tracking control technology during welding robot gtaw process based on passive vision sensor, journal of materials processing technology 212 (2012). [19] jia qin, guohong ma, pei liu: image processing algorithm of weld seam based on crawling robot by binocular vision, 978-1-4244-9439-2/11/$26.00 ©2011 ieee. [20] yanling xu, na lv, jiyong zhong, huabin chen, shanben chen: research on the real-time tracking information of three-dimension welding seam in robotic gtaw process based on composite sensor technology, j intell robot syst (2012) doi 10.1007/s10846-012-9672-y. [21] fiertak p.: system wizyjny sterujący zrobotyzowanym stanowiskiem spawania wymienników ciepła. [22] zhen ye, gu fang, shanben chen, mitchell dinham: a robust algorithm for weld seam extraction based on prior knowledge of weld seam, sensor review 33/2 (2013) 125–133 [doi 10.1108/02602281311299662. [23] xiaogang liu, cunxi xie: arc-light based real-time seam tracking system in welding robot, 2007 ieee international conference on control and automation. [24] yanling xu, huanwei yu, jiyong zhong, tao lin and shanben chen: real-time image capturing and processing of seam and pool during robotic welding process, industrial robot: an international journal 39/5 (2012) 513-523. [25] shanchun wei, meng kong, tao lin, shanben chen: threedimensional weld seam tracking for robotic welding by composite sensing technology, industrial robot: an international journal 38/5 (2011) 500–508. [26] liguo zhang, jianbin jiao, qixiang ye, zhenjun han, wei yang: robust weld line detection with cross structured light and hidden markov model, proceedings of 2012 ieee international conference on mechatronics and automation. [27] usamentiaga r., molleda j., garcía d.: fast and robust laser stripe extraction for 3d reconstruction in industrial environments, machine vision and applications (2012) 23:179-196. [28] de xu, zaojun fang, haiyong chen, zhiguo yan, min tan: compact visual control system for aligning and tracking narrow butt seams with co2 gas-shielded arc welding, int j adv manuf technol (2012) 62:1157-1167. [29] hongbo ma, shanchun wei, zhongxi sheng, tao lin, shanben chen: robot welding seam tracking method based on passive vision for thin plate closed-gap butt welding, int j adv manuf technol (2010) 48:945-953. zamów newsletter zapraszamy państwa do zapisania się na newsletter przeglądu spawalnictwa, w tym celu należy wysłać e-mail z tematem “newsletter” na adres: redakcja@pspaw.pl 201406_pspaw.pdf 17przegląd spawalnictwa 6/2014 badania złączy spawanych bimetalu zgrzewanego wybuchowo stali niestopowej grade 60 ze stopem monel 400 investigations of butt joints   of explosion welded bimetal plate   – non-alloy steel grade 60 with monel 400 streszczenie w pracy przedstawiono wyniki badań doczołowych złączy spawanych bimetalu stal niestopowa sa516 grade 60 – monel 400 (sb127 uns 04400). badany bimetal został wytworzony przez zgrzewanie wybuchowe. określono właściwości mechaniczne, rozkład twardości oraz strukturę otrzymanych złączy. zwrócono uwagę na trudności technologiczne spawania tego rodzaju materiału oraz możliwość generowania niezgodności spawalniczych. słowa kluczowe: złącza różnorodne, zgrzewanie wybuchowe, technologia spawania abstract the paper presents the research results of butt welded joints of bimetal plate type non-alloy steel sa516 grade 60 – monel 400 (sb127 uns 04400). bimetal plate was performed by the explosion welding. the mechanical properties, hardness distribution and microstructure of the joint were revealed. difficulty of welding of this kind of material and the possibility to generate welding imperfections was highlighted. keywords: dissimilar joints, explosion welding, welding procedure grzegorz rogalski karolina prokop dariusz fydrych jerzy łabanowski dr inż. grzegorz rogalski; mgr inż. karolina prokop; dr inż. dariusz fydrych; dr hab. inż. jerzy łabanowski, prof. nzw. pg – politechnika gdańska. autor korespondencyjny/corresponding author: grogalski@mech.pg.gda.pl wstęp w konstrukcjach spawanych coraz częściej stosowane są materiały platerowane w celu uzyskania kombinacji żądanych właściwości – głównie odporności na korozję lub odporności na zużycie – przy niższych kosztach niż w przypadku zastosowania litego materiału. prowadzone w wielu krajach prace mają na celu uproszczenie metod wytwarzania bimetali, przy równoczesnym zachowaniu odpowiednich właściwości fizycznych, mechanicznych oraz eksploatacyjnych [1÷7]. otrzymywanie bimetali wiąże się m.in. z dużymi nakładami finansowymi, na które składają się złożone i kosztowne cykle technologiczne. najczęściej stosowane metody wytwarzania płyt i blach platerowanych to metody odkształceniowe. spośród nich należy wyróżnić wybuchowe metody łączenia, ze względu na uzyskanie charakterystycznego, falistego międzypowierzchniowego połączenia o bardzo dobrych właściwościach mechanicznych, a zwłaszcza dużej odporności na odrywanie. wybuchowe metody łączenia mają wiele zalet, do których można zaliczyć [8]: – możliwość łączenia materiałów, których spajanie innymi metodami jest niemożliwe; – możliwość zgrzewania elementów zarówno o bardzo dużych, jak i małych powierzchniach; – bardzo dobre właściwości mechaniczne, technologiczne oraz eksploatacyjne połączeń. 18 przegląd spawalnictwa 6/2014 platerowane półfabrykaty są powszechnie stosowane w wielu gałęziach przemysłu m.in. w przemyśle energetycznym oraz stoczniowym. wymienniki ciepła są typowymi urządzeniami, w których od lat stosuje się platerowane elementy zgrzewane wybuchowo na dna sitowe, dennice czy płaszcze. takie urządzenia pracują z różnego rodzaju czynnikami roboczymi, często bardzo agresywnymi chemicznie [9]. z tego powodu wymagane jest stosowanie odpowiednich technologii przetwórstwa platerów (a zwłaszcza spawania), które nie wpłyną negatywnie na właściwości warstwy wierzchniej plateru oraz trwałość połączenia z płytą platerowaną. na rysunku 1 przedstawiono wymiennik ciepła z wężownicą u-rurową, w którym głowicę wykonano z plateru zgrzewanego wybuchowo. rys. 1. płaszczowy wymiennik ciepła z u-rurową wężownicą produkowany przez firmę secespol sp. z o.o.: 1 – głowica, 2 – króciec, 3 – płyta sitowa, 4 – płaszcz zbiornika, 5 – wężownica u-rurowa, 6 – dennica [10] fig. 1. heat exchanger with u-tube coil manufactured by secespol sp. z o.o.: 1 – channel head; 2 – outlet connector; 3 – tube sheet, 4 – shell, 5 – u-tube coil, 6 – bottom badania własne celem badań było określenie struktury i właściwości mechanicznych doczołowych złączy spawanych wykonanych z bimetalu zgrzewanego wybuchowo stal niestopowa sa516 grade 60 z monelem 400 (sa127 uns 04400) oraz weryfikacja poprawności zastosowanej technologii spawania. blacha platerowana została wykorzystana przez firmę secespol sp. z o.o w konstrukcji głowicy wymiennika ciepła, w którym jednym z czynników roboczych jest solanka. plan badań obejmował: 1. opracowanie technologii spawania. 2. wykonanie spawanych złączy próbnych z bimetalu. 3. przeprowadzenie badań nieniszczących: a) badania wizualne (vt), b) badania penetracyjne (pt). 4. przeprowadzenie badań niszczących: a) próba zginania bocznego, b) pomiary twardości hv10, c) badania metalograficzne makroskopowe i mikroskopowe. dla badań nieniszczących założono, że wykonane złącza muszą odpowiadać poziomowi jakości b zgodnie z pn-en iso 5817 [11], natomiast dla badań niszczących jako kryterium akceptacji przyjęto wymagania normy pn-en iso 15614-1 [12]. opracowanie wytycznych technologii spawania i wykonanie złączy próbnych złącza próbne wykonano z blachy bimetalowej zgrzewanej wybuchowo o grubości 26 mm. płyta podstawowa ze stali sa516 grade 60 miała grubość 20 mm, natomiast grubość warstwy monelu 400 wynosiła 6 mm. plater został wytworzony przez firmę explomet s.j. stal grade 60 to stal niestopowa, przeznaczona do budowy urządzeń ciśnieniowych. jej europejskim odpowiednikiem jest stal p265gh wg pn-en 10028:2005. stal ta charakteryzuję się dobrą spawalnością i nie stwarza wielu problemów podczas wykonywania złączy. monel 400 to stop niklu z miedzią o dużej odporności na oddziaływanie korozyjne różnego rodzaju agresywnych mediów, m.in.: wody morskiej, pary wodnej o wysokiej temperaturze, kwasu solnego, wodnych roztworów zasad i soli. uwzględniając wiele innych zalet, materiał ten znalazł zastosowanie do budowy wymienników ciepła, płuczek solankowych, podgrzewaczy wody morskiej, instalacji do uszlachetniania i separacji izotopów uranu w produkcji paliwa jądrowego itp. [13÷15]. skład chemiczny obu gatunków materiałów zastosowanych do wytworzenia bimetalu przedstawiono w tablicach i i ii. do wykonania złączy próbnych zastosowano dwie metody spawania: – od strony stali niestopowej (sa516 grade 60) wykonano je metodą 136 (fcaw), – od strony monelu 400 złącza wykonano metodą 131 (mig prądem pulsującym). spoina od strony stali niestopowej wykonana została przy użyciu drutu rdzeniowego rutylowego wg pn-en iso 17632-a: t 46 2 p m 2 h5. natomiast spoinę od strony monelu 400 wykonano z zastosowaniem drutu litego o oznaczeniu wg en-iso 18274: sni4060 (nicu30mn3ti). dla obu rodzajów spoiwa zastosowano druty o średnicy 1,2 mm. przy spawaniu fcaw użyto gazu osłonowego m21 (82% ar + 18% co2), natomiast dla metody 131 gazu tablica i. skład chemiczny stali asme sa516 grade 60, % masy table i. chemical composition of asme sa516 grade 60 steel, wt. % tablica ii. skład chemiczny monelu 400, % masy table ii. chemical composition of monel 400, wt.% stal cmax simax mn pmax smax nimax timax vmax grade 60 (1.0425) 0,18 0,40 0,95 ÷ 1,50 0,015 0,008 0,3 0,03 0,02 gatunek cmax mnmax smax simax nimin cu femax monel 400 0,3 2,0 0,024 0,5 63,0 28÷34 2,5 19przegląd spawalnictwa 6/2014 i3 (70% ar + 30% he). w tablicy iii przedstawiono schemat przygotowania elementów do spawania, kolejność wykonania ściegów oraz przykładowe parametry spawania. na podstawie parametrów spawania przedstawionych w tablicy iii wykonano złącza próbne (rys. 2). w pierwszej kolejności wykonano cztery warstwy od strony stali niestopowej, następnie rozpoczęto spawanie od strony monelu. zaobserwowano podczas wtapiania się stopiwem nicu30mn3ti w stal niestopową intensywne dymienie oraz pokrywanie się lica ściegu warstwą tlenków. w związku z tym zastosowano czyszczenie poszczególnych warstw. po wykonaniu drugiej warstwy obserwowane wcześniej zjawiska nie miały już miejsca. spawanie złącza zakończono, układając pozostałe ściegi wypełniające od strony stali grade 60. wykonane w ten sposób złącza poddano badaniom zgodnie z planem badań. badania nieniszczące badania wizualne wykonano zgodnie z wymaganiami pn-en iso 17637 [16]. nie stwierdzono niezgodności spawalniczych zarówno od strony stali niestopowej, jak i od strony monelu, a na rysunku 2 nie widać pęknięć tablica iii. skład chemiczny stali asme sa516 grade 60, % masy table iii. chemical composition of asme sa516 grade 60 steel, wt. % kształt połączenia kolejność spawania ścieg proces wymiar spoiwa, mm natężenie prądu, a napięcie łuku, v rodzaj prądu i biegunowość prędkość podawania drutu, m/min 1 136 1,2 168÷188 23,5÷24,0 dc (+) 5,5÷8,0 2÷3 136 1,2 198÷215 29,0÷31,0 dc (+) 5,5÷8,0 4÷n 136 1,2 188÷210 28,0÷29,0 dc (+) 5,5÷8,0 1m÷2m 131 1,2 140÷145 22,5÷24,5 dc (+) 4,5÷5,0 3m÷n 131 1,2 140÷145 23,0÷24,0 dc (+) 4,5÷5,0 powierzchniowych, podtopień, odpowiednia jest też geometria spoiny. badania penetracyjne przeprowadzono zgodnie z pn-en iso 3452-1 [17] zarówno od strony stali niestopowej, jak i monelu. badania pt potwierdziły wyniki badań wizualnych. nie stwierdzono niezgodności na obu powierzchniach. badania niszczące próba zginania bocznego próbę zginania bocznego wykonano zgodnie z wytycznymi pn-en iso 5173 [18]. sposób przygotowania próbek pokazano na rysunku 3. jako kryterium akceptacji próby przyjęto brak pęknięć lub naderwań o maksymalnej długości wszystkich nieciągłości równych 3 mm przy kącie gięcia do 180°. założono przeprowadzenie sześciu prób zginania bocznego (tsbb) dla próbek pobranych poprzecznie z jednego złącza spawanego. próbki wycinano mechanicznie. powierzchnie boczne frezowano na wymiar 10 mm. oś spoiny znajdowała się w części środkowej próbki. zastosowano trzpień gnący o średnicy d = 4t, gdzie t – grubość próbki. na rysunku 4 przedstawiono reprezentatywną próbkę po badaniu. zginanie boczne próbek spawanych nie spowodowało powstania pęknięć lub naderwań w obrębie złącza spawanego. wynik próby zginania oceniono jako pozytywny. natomiast na powierzchniach bocznych rys. 2. wykonane złącze, widok: a) od strony stali niestopowej grade 60, b) od strony monelu 400 fig. 2. joint view: a) from the grade 60 steel side, b) from the monel 400 side a) b) rys. 3. próbka do próby zginania bocznego fig. 3. specimen for side bend test 20 przegląd spawalnictwa 6/2014 zginanych próbek obserwowano niewielkie rozwarstwienia na granicy zgrzanych metali. powierzchnie boczne zginanych próbek przedstawiono na rysunku 5. rys. 4. próbka nr 1 po próbie zginania bocznego, widok: a) zgiętej próbki, b) powierzchni rozciąganej, c) powierzchni ściskanej fig. 4. specimen no. 1 after side bend test, view of: a) the bent specimen, b) expanded surface, c) compression surface a) b) c) obserwowane rozwarstwienia są prawdopodobnie wynikiem obecności wydzieleń faz międzymetalicznych w obszarze połączenia zgrzewanego plateru. wydzielenia twardych i kruchych faz międzymetalicznych (głównie fazy sigma) mogą powstać w obrębie złącza zgrzewnego wybuchowo na skutek szybko przebiegających przemian strukturalnych podczas oddziaływania fali detonacyjnej. platerowanie wybuchem przebiegające w ułamkach sekundy powoduje, że powstające warstewki faz międzymetalicznych mają zwykle bardzo małą grubość i występują tylko na ograniczonym obszarze jako wtrącenia. pomiary twardości złączy pomiar twardości złączy bimetalu prowadzono metodą vickersa zgodnie z wytycznymi pn-en iso 6507-1 [19]. badania wykonano przy użyciu twardościomierza veb. obciążenie wgłębnika wynosiło 98,07 n (hv10). badania wykonano w trzech liniach pomiarowych, jak pokazano na rysunku 6: – 2 mm od lica spoiny od strony monelu 400, – 2 mm od grani spoiny w monelu, przy linii zgrzania, – 2 mm od lica spoiny od strony stali grade 60. wyniki pomiarów przedstawiono na rysunku 7. rys. 5. rozwarstwienia na bocznej powierzchni próbki, widok: a) makroskopowy, próbka nr 4, b) rozwarstwienia na granicy zgrzanych metali, pow. 25× fig. 5. delamination on the side surface of the specimen, view: a) the macroscopic, specimen no. 4, b) delamination at the border line between explosion welded metals, magn 25× a) rozkład twardości na przekroju złącza wzdłuż linii pomiarowych i i ii ma charakterystyczny przebieg dla stali niskowęglowych niestopowych. twardość stali sa516 grade 60 nie przekracza wartości 180 hv10, natomiast w spoinie obserwowano zwiększoną twardość do około 210 hv10. krytyczny obszar złącza – strefa wpływu ciepła nie wykazywała nadmiernego utwardzenia. odnotowano maksymalne twardości tego obszaru w granicach 215 hv10, a w związku z tym można wnioskować, że nie występują tam struktury hartownicze. pomiary twardości wzdłuż linii iii w obszarze monelu 400 wykazały niższą twardość spoiny (do 170 hv10), twardość materiału rodzimego na poziomie 180÷190 hv10 i brak utwardzenia w swc. jest to skutkiem zastosowania wysokoniklowego materiału dodatkowego do spawania. próby twardości wykonane w sąsiedztwie linii zgrzania stali sa516 grade 60 i monelu 400 wykazały nieznaczny wzrost twardości w materiale rodzimym stali grade 60 (180 hv10) oraz większe utwardzenie monelu (ok. 215 hv10). ten wzrost twardości związany jest z utwardzeniem materiałów w wyniku zgniotu podczas odkształcenia wywołanego falą detonacyjną. wyniki pomiarów twardości świadczą o poprawnie dobranych parametrach spawania, jak i geometrii rowka spawalniczego, co w tym przypadku ma szczególnie istotne znaczenie. badania metalograficzne makroskopowe badania metalograficzne wykonano zgodnie z pnen iso 17639 [20]. próbki przygotowano zgodnie ze standardową procedurą (wycięcie na pile ramowej, b) rys. 6. przekrój złącza spawanego z naniesionymi liniami pomiaru twardości fig. 6. hardness measurement lines on the cross-section of the welded joint rys. 7. wykres zbiorczy rozkładów twardości złącza spawanego bimetalu; mr – materiał rodzimy, swc – strefa wpływu ciepła, lw – linia wtopienia, s – spoina fig. 7. hardness distribution across bimetal welded joint; mr – base material, swc – heat affected zone, lw – fusion line, s – weld 21przegląd spawalnictwa 6/2014 szlifowanie, trawienie). makrostrukturę złącza przedstawiono na rysunkach 8 i 9. powierzchnię stali grade 60 trawiono 4% roztworem kwasu azotowego. do trawienia powierzchni monelu 400 wykorzystano odczynnik marble’a (hcl + hno3 + h2o). obserwacje makrostruktury nie wykazały obecności niezgodności spawalniczych. uzyskano symetryczne spoiny o poprawnym przetopieniu krawędzi (rys. 11). dobrze widoczne są różnice pomiędzy obszarami złącza spawanego oraz charakterystyczne faliste złącze pomiędzy zgrzanymi materiałami. badania metalograficzne mikroskopowe badania mikroskopowe wykonano zgodnie z pn-en iso 17639 [20]. wykorzystano próbki stosowane w badaniach metalograficznych makroskopowych. próbki ponownie wyszlifowano zgrubnie oraz dokładnie. następnie wytrawiono je 4% nitalem, ujawniając mikrostrukturę od strony stali grade 60. po wykonaniu serii mikrofotografi, próbkę wytrawiono roztworem kwasów azotowego i octowego, co pozwoliło na obserwację mikrostruktury monelu 400. obrazy mikrostruktury stali niestopowej w różnych obszarach złącza, tj. w mr, swc oraz w spoinie przedstawiono na rysunkach 10÷12. stal grade 60 wykazuje drobnoziarnistą strukturę ferrytyczno-perlityczną o układzie pasmowym (rys. 10). spoina ma charakterystyczną dendrytyczną strukturę ferrytyczno-perlityczną (rys. 11). w swc złącza obserwowano rozrośnięte ziarna ferrytu oraz quasi-perlitu. nie stwierdzono obecności iglastych struktur hartowania (rys. 12). mikrostruktura złącza rys. 8. makroskopowy obraz przekroju złącza spawanego. pow. 5× fig. 8. macroscopic image of the cross section of the welded joint. magn. 5× w obrębie stali świadczy o poprawnie dobranym materiale dodatkowym do spawania oraz parametrach spawania. rys. 9. przekrój złącza spawanego w obszarze zgrzeiny. pow. 10× fig. 9. cross section of the bimetal plate welded joint. magn. 10× rys. 10. mikrostruktura materiału rodzimego stali sa516 grade 60. traw. nital. pow. 200× fig. 10. microstructure of base material of steel sa516 grade 60. nital etch. magn. 200× rys. 11. mikrostruktura spoiny w złączu stali sa516 grade 60. traw. nital. pow. 200× fig. 11. weld metal microstructure of sa516 grade 60 steel. nital etch. magn. 200× rys. 12. mikrostruktura swc złącza stali sa516 grade 60. traw. nital. pow. 400× fig. 12. haz microstructure of sa516 grade 60 steel. nital etch. mag. 400× połączenie zgrzewane wybuchowo pomiędzy stalą grade 60 a monelem 400 (rys. 13 i 14) wykazuje charakterystyczną budowę falistą. taka budowa jest poprawna i zapewnia optymalne właściwości wytrzymałościowe oraz eksploatacyjne. w strukturze stali widać zróżnicowaną wielkość ziaren wynikającą z następujących po sobie procesów zgniotu i rekrystalizacji. na granicy połączenia z monelem struktura stali uległa znacznemu rozdrobnieniu. 22 przegląd spawalnictwa 6/2014 na rysunku 14 przedstawiono budowę połączenia zgrzewanego od strony monelu. widoczna jest struktura austenityczna monelu oraz warstwa pośrednia na granicy zgrzewanych materiałów. duże prędkości zgrzewania powoduje powstawanie w złączach obszarów warstwy pośredniej, która jest wynikiem stopienia i krzepnięcia warstwy metalu podczas procesu zgrzewania. w praktyce dąży się do uzyskania połączeń falistych bez warstwy pośredniej lub z niewielkim jej udziałem. w składzie warstwy pośredniej mogą występować fazy międzymetaliczne, wykazuje ona też dużą rys. 13. połączenie zgrzewane stali sa516 grade 60 z monelem 400. traw. nital. pow. 200× fig. 13. the boundary zone of explosion welded joint between sa516 grade 60 steel and monel 400. nital etch. magn. 200× rys. 14. połączenie zgrzewane stali sa516 z monelem 400. widoczna struktura austenityczna monelu z warstwą pośrednią oraz licznymi jamami usadowymi. pow. 100× fig. 14. the boundary zone of explosion welded joint between sa516 grade 60 steel and monel 400. visible austenitic structure of monel with the intermediate layer and numerous shrinkage cavities. magn. 100× twardość oraz liczne defekty w postaci jam usadowych, pęknięć i pęcherzy. obrazy mikrostruktury monelu 400 w różnych obszarach złącza, mr, swc oraz w spoinie przedstawiono na rysunkach 15÷18. spoina wykonana w monelu (rys. 16) posiada strukturę austenityczną o charakterystycznej budowie kolumnowej z wyraźnie zaznaczonymi granicami ziaren. w swc złącza ziarna austenitu uległy widocznemu rozrostowi. obszar wtopienia pomiędzy stalą grade 60 a monelem 400 wykazuje skokową zmianę struktury bez utworzenia stref przejściowych (rys. 18). rys. 15. austenityczna struktura monelu 400. pow. 400× fig. 15. austenitic structure of monel 400. magn. 400× rys. 16. dendrytyczna struktura spoiny wykonanej w monelu 400. pow. 200× fig. 16. dendritic structure of the weld in monel 400. magn. 200× rys. 17. struktura swc w złączu monelu 400. pow. 200× fig. 17. microstructure of haz in monel 400. magn. 200× rys. 18. linia wtopienia w złączu stal niestopowa sa516 grade 60 – monel 400. pow. 400× fig. 18. fusion line between sa516 grade 60 steel and monel 400. magn. 400× 23przegląd spawalnictwa 6/2014 podsumowanie przeprowadzone badania oraz analiza ich wyników pozwalają na stwierdzenie, że opracowana technologia spawania złączy doczołowych stali sa516 grade 60 platerowanej stopem monelu 400 (sa127 uns 04400) została poprawnie zaprojektowana. zastosowano odpowiednie przygotowanie krawędzi elementów do spawania oraz pozostałe zmienne istotne mające wpływ na przebieg procesu spawania. badania wizualne (vt), penetracyjne (pt) oraz makroskopowe nie ujawniły niezgodności spawalniczych. próby zginania bocznego (tsbb) przy kącie zginania 180º nie wywołały pęknięć i naderwań na rozciąganych płaszczyznach i oceniono je jako pozytywne. badania mikroskopowe złączy ujawniły występowanie struktur typowych dla materiałów podstawowych (struktura ferrytyczno-perlityczna stali, struktura austenityczna monelu). zmiany strukturalne w obszarze swc oraz w linii wtopienia dla poszczególnych obszarów złącza są niewielkie i nie wpływają na właściwości wytrzymałościowe oraz eksploatacyjne. nie stwierdzono znacznego wzrostu twardości w obszarze swc złącza, zarówno od strony monelu 400, jak i od strony stali grade 60. maksymalna wartość twardości w swc dla stali to 216 hv10, a monelu 191 hv10. w obszarze charakterystycznym dla zgrzewania wybuchowego maksymalną twardość 215 hv10 stwierdzono w monelu 400, co świadczy o większej podatności tego stopu na utwardzenie w wyniku zgniotu w stosunku do stali grade 60. stosunkowo niewielkie zmiany twardości w tym obszarze i pozytywne wyniki prób zginania plateru świadczą o poprawnie wykonanym procesie zgrzewania wybuchowego. otrzymane wyniki dają podstawę do stwierdzenia, że poprawnie dobrano materiał dodatkowy do spawania. w przypadku słabej zwilżalności podczas spawania drutem sni4060 (stopiwo dla monelu) uzyskanie takiego wyniku byłoby niemożliwe. w takim przypadku należałoby wykonać warstwę buforową (1m – tabl. iii) stopiwem wysokoniklowym (min. 93% ni), a następnie zastosować spoiwo do spawania monelu. literatura [1] palmer t. a., elmer j. w., brasher d., butler d., riddle r.: development of an explosive welding process for producing high-strength welds between niobium and 6061-t651 aluminum. thin interlayers of nb and al were used to improve the joining of thicker plates. welding journal 85 (11), 2006, s. 252-263. [2] grignon f., benson d., vecchio k. s., meyers m. a.: explosive welding of aluminum to aluminum: analysis, computations and experiments. international journal of impact engineering 30 (10), 2004, s. 1333-1351. [3] paul h., lityńska-dobrzyńska l., miszczyk m., prażmowski m.: microstructure and phase transformations near the bonding zone of al/cu clad manufactured by explosive welding. archives of metallurgy and materials 57 (4), 2012, s. 1151-1162. [4] wronka b.: testing of explosive welding and welded joints. the microstructure of explosive welded joint and their mechanical properties. wavy character of the process and joint quality. international journal of impact engineering 38 (5), 2011, s. 309-313. [5] sun x., tao j., guo x.: bonding properties of interface in fe/al clad tube prepared by explosive welding. transactions of nonferrous metals society of china 21 (10), 2011, s. 2175-2180. [6] rogalski g., fydrych d., walczak w.: zastosowanie zgrzewania wybuchowego do wytwarzania kompozytów metalowych z osnową aluminiową. przegląd spawalnictwa 6/2013. [7] fydrych d., rogalski g., walczak w.: wpływ cyklu cieplnego na właściwości zgrzewanych wybuchowo złączy stal -aluminium. przegląd spawalnictwa 6/2013. [8] walczak w.: zgrzewanie wybuchowe metali i jego zastosowanie. wnt warszawa 1989. [9] świerczyńska a., rogalski g., fydrych d.: badania właściwości i struktury spawanych austenitycznych rur wymienników ciepła. przegląd spawalnictwa 6/2010. [10] www.secespol.pl [11] pn-en iso 5817: spawanie. złącza spawane ze stali, niklu, tytanu i ich stopów (z wyjątkiem spawanych wiązką). poziomy jakości według niezgodności spawalniczych. [12] pn-en iso 15614-1: specyfikacja i kwalifikowanie technologii spawania metali. badanie technologii spawania. część 1: spawanie łukowe i gazowe stali oraz spawanie łukowe niklu i stopów niklu. [13] davis j.r. (red.): asm specialty handbook: nickel, cobalt and their alloys. asm international, usa 2000. [14] dupont j. n., lippold j. c., kiser s. d.: welding metallurgy and weldability of nickelbase alloys. new jersey, wiley 2009. [15] nickel alloys. henry wiggin & company limited, publications no. 3367d, 1972. [16] pn-en iso 17637: badania nieniszczące złączy spawanych. badania wizualne złączy spawanych. [17] pn-en iso 3452-1: badania nieniszczące. badania penetracyjne. zasady ogólne. [18] pn-en iso 5173:. badania niszczące spoin w materiałach metalowych. badanie na zginanie. [19] pn-en iso 6507-1:. metale. pomiar twardości sposobem vickersa. część 1: metoda badań. [20] pn-en iso 17639: badania niszczące spawanych złączy metali. badania makroskopowe i mikroskopowe złączy spawanych. autorzy dziękują firmie secespol sp. z o.o. za udostępnienie materiału do badań. 201305_pspaw_2u5a.pdf 18 przegląd spawalnictwa 5/2013 jacek słania grzegorz raczyński zgrzewanie gazociągu średniego ciśnienia z rur polietylenowych welding of medium-pressure gas polyethylene pipeline dr hab. inż. jacek słania, prof. pcz – politechnika częstochowska, mgr inż. grzegorz raczyński – firma wachowicz. streszczenie omówiono zagadnienia zgrzewania rurociągów z tworzyw sztucznych. przedstawiono technologię zgrzewania doczołowego rur polipropylenowych. zaprezentowano urządzenia do zgrzewania rur pe. przedstawiono przykładowy opis techniczny wykonania gazociągu średniego ciśnienia z rur polietylenowych. omówiono warunki, jakie muszą być spełnione przy budowie gazociągu. przedstawiono próbę szczelności gazociągu. omówiono także zagadnienia ochrony antykorozyjnej. abstract in the following article the methods of welding plastic pipelines were described. the authors presented the technology of butt welding of polypropylene pipelines. moreover, the device used to weld pe pipes was shown. an exemplary technical description of making medium pressure gas polyethylene pipeline was shown. in the following article the authors described the conditions which need to be fulfilled when building gas pipeline. also, the leak-tightness trial was presented. all methods of anticorrosive protection were specified in the article. wstęp rozróżnia się dwa rodzaje materiałów, z których wykonywana jest instalacja gazowa: rury stalowe oraz rury z tworzyw sztucznych (polietylenu pe, poliamidu pa). pe-100 jest polietylenem trzeciej generacji. należy do grupy polietylenów otrzymywanych w procesie katalitycznej polimeryzacji pod niskim ciśnieniem. podczas polimeryzacji do przetworzonej masy dodaje się komponenty, wpływające na krystaliczność i poprzez to – na sztywność, udarność oraz odporność na pękanie naprężeniowe. pe-100 jest polietylenem bimodalnym, co oznacza, że istnieją dwie różne rodziny łańcucha molekuły (długie i krótkie). łańcuchy boczne są zazwyczaj wbudowane w łańcuchy długie. występowanie obszarów krystalicznych i amorficznych, a także ich wzajemne proporcje determinują w znacznym stopniu właściwości mechaniczne polietylenu. oznaczenia rur każda rura musi być oznakowana w trwały sposób. na powierzchni powinien znajdować się opis zawierający podstawowe informacje, niezbędne do identyfikacji rury: – nazwę lub symbol producenta rury, – numer normy: pn-en 1555-2, – medium, np. gaz lub woda, – klasę pe, – wymiary rury (średnica i grubość ścianki), – datę produkcji, – kod wyrobu (nr wytłaczarki, oznaczenie partii itp.), – znak bezpieczeństwa: b. przykładowe oznaczenie: rurgaz pn-en 1555-2 gaz pe 100 110x10 sdr 11 ddmmrr nnn xxxx zgrzewanie rur polietylenowych (pe) zgrzewanie rur polietylenowych może być realizowane jako zgrzewanie rur na styk oraz zgrzewanie elektrooporowe (elektrodyfuzyjne). proces zgrzewania może być wykonywany przez przeszkolonych pracowników z odpowiednimi uprawnieniami, natomiast urządzenia do zgrzewania powinny być obsługiwane zgodnie z instrukcją obsługi. zgrzewanie elektrooporowe polega na wsunięciu końcówek rur do kształtki, która w środku zawiera wtopioną spiralę z drutu oporowego. po połączeniu spirali i maszyny zgrzewającej następuje wydzielenie ciepła 19przegląd spawalnictwa 5/2013 i uplastycznienie łączonych powierzchni. jakość złącza zależy od czystości powierzchni łączonych, natomiast cały proces przebiega automatycznie. zgrzewanie elektrooporowe można wykonywać w temperaturze od –5 do 40°c. zgrzewarkę elektrooporową przedstawiono na rysunku 1. kształtki do zgrzewania elektrooporowego zawierają spiralę z drutu oporowego wtopioną w pobliżu zgrzewanej powierzchni. przykłady kształtek elektrooporowych przedstawiono na rysunku 2. schemat procesu zgrzewania elektrooporowego pokazano na rysunku 3. w fazie początkowej podnosi się stopniowo temperaturę materiału, w fazie przejściowej topi się warstwa polietylenu otaczająca spiralę kształtki i następuje stopniowe nadtapianie warstwy materiału rury. w fazie końcowej zachodzi proces fuzji stykających się ze sobą warstw rury i kształtki. zgrzewanie doczołowe polega na łączeniu rur nagrzanych do właściwej temperatury i dociśnięciu ich do siebie z odpowiednią siłą bez stosowania dodatkowego materiału łączącego. na rysunku 4 pokazano zgrzewarkę doczołową. wykonanie procesu zgrzewania metodą doczołową jest tylko wtedy prawidłowe, gdy stosowany sprzęt zapewnia pełną kontrolę parametrów technologicznych, takich jak: siła docisku, temperatura grzania i czas trwania procesu. łączone elementy muszą być wykonane z tego samego rodzaju materiału (powinny mieć ten sam wskaźnik płynięcia) i należeć do tej samej grupy wymiarowej i klasy ciśnienia. schemat blokowy zgrzewarki doczołowej przedstawiono na rysunku 5. kryteria zgrzewania proces zgrzewania doczołowego powinien przebiegać z zachowaniem następujących parametrów: – temperatura otoczenia w obrębie zgrzewania powinna wynosić od 0°c do 40°c; – w przypadku dużej wilgotności powietrza, deszczu, wiatru i niskiej temperatury należy zabezpieczyć (nakryć) miejsce zgrzewania namiotem ochronnym; rys. 1. zgrzewarka elektrooporowa zern/zeen2000 [1] fig. 1. electric resistance welder zern/zeen2000 [1] rys. 2. przykłady kształtek elektrooporowych fig. 2. examples of electric resistance fittings rys. 3. schemat procesu zgrzewania elektrooporowego: a) faza początkowa, b) faza przejściowa, c) faza końcowa [2] fig. 3. scheme of electric resistance welding process: a) initial phase, b) transitory phase, c) final phase [2] rys. 5. schemat blokowy zgrzewarki doczołowej [3] fig. 5. block diagram of butt welder [3] rys. 4. zgrzewarka doczołowa zhcn-160 [1] fig. 4. butt welder zhcn-160 [1] urządzenia mocujacoscalające umsn-..... elementy do zgrzewania np (rury hdpf) płyta grzejna pgen-..... frezarka ręczna dwustronna frdn-...... zasilacz hydrauliczny uhrn-2,5 20 przegląd spawalnictwa 5/2013 – zakończenia elementów zgrzewanych (końce rur) powinny być zamknięte korkiem ochronnym w celu uniknięcia szybkiego ochładzania powierzchni prądami powietrza oraz powstawania wewnętrznych zanieczyszczeń; – rury powinny być wypoziomowane na podstawkach rolkowych, ułatwiających ich przesuwanie; – powierzchnie czołowe przeznaczone do zgrzewania należy obrabiać bezpośrednio przed procesem i nie dotykać ich; – powierzchnie płyty grzewczej przed każdym zgrzewaniem powinny być oczyszczone i przemyte odpowiednim środkiem do czyszczenia teflonu (np. etanolem); – temperatura płyty grzejnej powinna być często kontrolowana i wynosić w zależności od grubości ścianek zgrzewanych: t = 210°c (±10°c) dla ścianek o grubości s < 12 mm, t = 200°c (±10°c) dla ścianek o grubości s > 12 mm. kolejne etapy procesu technologicznego zgrzewania doczołowego przedstawiono na rysunku 6, natomiast przebieg procesu zgrzewania w czasie – na rysunku 7. etapy procesu zgrzewania proces zgrzewania rur polietylenowych (pe) można podzielić na trzy główne etapy: – czynności przygotowawcze, – zgrzewanie, – czynności końcowe. czynności przygotowawcze ustawienie ciśnienia wstępnego p1. mając podłączony prawidłowo zasilacz hydrauliczny z urządzeniem mocująco-scalającym, należy ustalić i zmierzyć minimalną wartość ciśnienia potrzebną do pokonania oporów wewnętrznych urządzenia, tj. tarcia prowadnic i cylindrów oraz oporów zewnętrznych wynikających z konieczności ciągnięcia rur. pomiar ciśnienia wstępnego p1 należy wykonać w następujący sposób, trzeba docisnąć czoła zgrzewanych rur do siebie, aż do ustabilizowania wartości ciśnienia na manometrze. trzymając przycisk, dokręcać zawór dbd do momentu uzyskania wartości ciśnienia p1. ustawienie ciśnienia frezowania pf. nacisk na tarczę frezową powinien być taki, aby nastąpił proces skrawania, ale nie spowodował zatrzymania silnika frezarki, gdyż to mogłoby doprowadzić do jej uszkodzenia. ciśnienie, przy jakim należy wykonać frezowanie, oblicza się na podstawie wzoru [4]: pf = p1 + (0,1÷0,2) p2 (1) gdzie: p1 – ciśnienie wstępne; p2 – ciśnienie tabelaryczne dla zgrzewanej rury. frezowanie powierzchni czołowych łączonych rur. końcówki rur należy zbliżyć do tarczy frezarki, wywierając nacisk niezbędny do rozpoczęcia skrawania, tak aby obie części zamocowane w maszynie poddane były jednocześnie obróbce wiórowej. obróbkę prowadzić aż do momentu, gdy powstające wióry będą ciągłe, a ich grubość będzie wynosiła maks. 0,2÷0,3 mm. wyfrezowane powierzchnie rur czołowe oraz zewnętrzne i wewnętrzne trzeba wyczyścić z pozostałości wiórów czystą i suchą szmatką, szczotką lub pędzelkiem, a wióry, które dostały się do wewnątrz, usunąć za pomocą szczypiec. sprawdzenie poprawności przygotowanych powierzchni. gotowe wyfrezowane powierzchnie należy zbliżyć do siebie i sprawdzić ich nierównoległość, która nie może być większa niż 0,3 mm. jeżeli warunek ten nie jest spełniony, czynność frezowania należy powtórzyć. nagrzewanie płyty. płytę grzejną należy podłączyć do źródła prądu na początku procesu rys. 6. etapy procesu zgrzewania doczołowego [4] fig. 6. steps of butt welding process [4] rys. 7. przebieg procesu zgrzewania w czasie [3] fig. 7. welding process in time [3] oznaczenia: tw – czas operacji wstępnych, tj: zamocowania rur, ustalenia ciśnienia wstępnego p1 itp., tf – czas frezowania, t1 – czas nagrzewania wstępnego w celu uzyskania zadanej wypływki o wysokości h, t2 – czas nagrzewania właściwego, t3 – czas wyjęcia płyty grzejnej, t4 – czas na uzyskanie ciśnienia p1, p1 – ciśnienie wstępne, pf – ciśnienie frezowania, pi – ciśnienie nagrzewania wstępnego, pii – ciśnienie nagrzewania, p2 – tabelaryczna wartość ciśnienia dla zgrzewanej rury c iś ni en ie p pi pi pii 21przegląd spawalnictwa 5/2013 i ustawić jej temperaturę na wymaganą według zaleceń technologicznych: – 200°c dla rur o grubości ścianki e > 12 mm; – 210°c dla rur o grubości ścianki e < 12 mm. zgrzewanie etap zgrzewania wykonuje się w opisany poniżej sposób. nagrzewanie wstępne. płytę nagrzaną do właściwej temperatury należy włożyć między dwa zgrzewane elementy, wspierając ją występami w prowadnicach. do tak włożonej płyty grzejnej dosunąć zgrzewane końce z ciśnieniem pl. ciśnienie to jest utrzymywane i kontrolowane na manometrze w czasie nagrzewania aż do momentu powstania otoczki o wysokości h określonej w tabeli parametrów dla zgrzewanej rury. nagrzewanie właściwe. po uzyskaniu otoczki należy obniżyć wartość ciśnienia na układzie zaworem upustowym do wartości według wzoru [4]: pk = p1 + 0,1 p2 (2) gdzie: p1 – ciśnienie wstępne, p2 – ciśnienie według tabeli dla przyjętej rury. przy tak obniżonym ciśnieniu realizowany jest drugi etap zgrzewania. wyjęcie płyty grzejnej. po zakończeniu etapu nagrzewania właściwego należy odsunąć nagrzane czoła rur od płyty grzejnej, wyjąć płytę i odstawić ją do podstawki narzędziowej. zgrzewanie i studzenie połączenia. po szybkim usunięciu płyty grzejnej należy ponownie zbliżyć czoła rur do siebie. gdy czoła zetkną się trzeba pilnować docisku. po ukształtowaniu się, wypływki pozostawiamy docisk na urządzeniu mocująco-scalającym na czas studzenia. czynności końcowe kontrola wykonanej zgrzeiny. po upływie czasu studzenia należy obniżyć ciśnienie docisku do wartości zerowej, a następnie wyjąć połączone rury z urządzenia mocująco-scalającego. po oględzinach zewnętrznych należy zmierzyć uzyskaną wypływkę b i porównać ją z wartościami tabelarycznymi. w razie wątpliwości co do jakości wykonanej zgrzeiny należy ją wyciąć i wykonać zgrzeinę jeszcze raz według opisu jak wyżej. protokół zgrzewania. w protokole zgrzewania powinny się znaleźć następujące informacje: – numer zgrzeiny, – data i godzina zgrzewania, – parametry rury, – dane zgrzewacza, – parametry procesu zgrzewania (wartości ciśnienia, czasu, temperatury płyty grzejnej i otoczenia). przykładowy opis techniczny wykonania gazociągu 1. inwestor przedsiębiorstwo gazownictwa i energetyki sp. z o.o. 2. podstawa i zakres opracowania podstawę niniejszego opracowania stanowią: – warunki techniczne przebudowy sieci gazowej ś/c wraz z przyłączami na sieć z pe sdr 11 w częstochowie przy ul. przestrzennej; – opinia nr 807/09 uzgodnienia dokumentacji projektowej przez mzudp w częstochowie; – zgoda na realizację infrastruktury technicznej polegającej na przebudowie sieci gazowej wraz z przyłączami w pasie drogowym ul. piastowskiej, ul. przestrzennej i ul. sztormowej; – zgoda na wejście w teren, tj. na część działki nr 371/12 obręb 432 w m. częstochowa na czas przebudowy gazociągu. 3. ogólna charakterystyka gazociągu projektowanym gazociągiem przesyłany będzie gaz ziemny wg pn-c-04753-e średniego ciśnienia, wysokometanowy. maksymalne ciśnienie robocze mop ustala się na 0,5 mpa, a maksymalne ciśnienie pracy (próby szczelności) maop ma wynosić 0,75 mpa. teren ten ma duże zagęszczenie infrastruktury podziemnej, gazociąg będzie więc się znajdował w i klasie lokalizacji o szerokości strefy kontrolowanej 1,0 m. sieć i przyłącza będą wykonane z rur polietylenowych klasy pe 100 sdr11. całkowita długość gazociągu wynosi 2299,58 m, w tym o średnicy: – ø 110 pe 100 sdr 11 – 1665,86 m, – ø 40 pe 100 sdr 11 – 633,72 m, a przyłączy ø 25 pe 100 sdr 11 (44 szt.) do istniejących szafek gazowych – 908,69 m. 4. warunki realizacji inwestycji w granicach objętych opracowaniem znajdują się następujące sieci: – wodociągowa, – kablowe sieci elektryczne niskiego i wysokiego napięcia, – kanalizacja i kable teletechniczne, – kanalizacja sanitarna, – kanalizacja deszczowa. zagospodarowanie terenu po realizacji inwestycji nie ulegnie zmianie. 5. trasa sieci gazowej przebudowywana sieć gazowa przebiegać będzie po trasie istniejącego zużytego technicznie gazociągu 22 przegląd spawalnictwa 5/2013 stalowego ś/c dn 100 i dn 40, tj. w pasach drogowych ulic: przestrzennej, sztormowej i piastowskiej oraz częściowo po działkach prywatnych. 6. wykonanie sieci gazowej wytyczenie trasy gazociągu. przed przystąpieniem do budowy trasa przebudowywanego gazociągu powinna być bezwzględnie wytyczona przez uprawnioną jednostkę wykonawstwa geodezyjnego. roboty montażowe. przebudowywany gazociąg średniego ciśnienia należy wykonać z rur klasy pe 100 polietylenowych z szeregu sdr 11 wg wymagań pnn-01270-3:1970 (pn-70/n-01270/03). połączenia rur i kształtek należy wykonać przez zgrzewanie polidyfuzyjne oraz na złączki elektrooporowe. zastosowane rury i kształtki pod względem jakości muszą spełniać wymagania normy zakładowej zn-g3150 rury polietylenowe. wymagania i badania oraz posiadać certyfikat jakości. na trasie gazociągu zaprojektowano dwa podwójne zespoły zaporowo-upustowe z zasuwami dn 100 mm i rurami upustowymi z kurkiem dn 32 mm. zespoły zaporowo-upustowe należy montować na podsypce betonowej o grubości 0,20 m. na projektowanej sieci przewidziano armaturę odcinającą kołnierzową na ciśnienie nominalne pn 16, montowaną na płytach betonowych o grubości 0,20 m lub podsypce z betonu o grubości 0,20 m, oraz zasuwy z końcówkami pe. lokalizację poszczególnych zasuw na sieci przedstawiono na projektach zagospodarowania oraz na rysunkach profili. przyłącza ø25 pe do przebudowywanego gazociągu ø110 pe należy włączać poprzez zawory do nawiercania pod ciśnieniem z wydłużonym przyłączem typu dav ø110/32 pe, a połączenie z przyłączami wykonać za pomocą muf redukcyjnych ø32/25 mm. natomiast włączenie przyłączy ø25 pe do gazociągu ø40 pe należy wykonać z użyciem trójników elektrooporowych z mufą ta 40/40 mm pe. przyłącza będą wykonane z rury polietylenowej dn 25 mm, a w odległości ok. 1,50 m od miejsca lokalizacji szafki z rury stalowej ø20 mm. połączenie stalowych odcinków przyłączy (rury stalowe bez szwu ø26,9x3,2 mm) z rurami z pe przed szafkami z kurkami głównymi należy wykonać za pomocą złączy pe/stal 25/20. każde przyłącze wyposażone będzie w kurek główny przed reduktorem dn 15 i reduktor mix-10, umieszczone w szafkach gazowych. skrzyżowania z sieciami i zbliżenia do sieci: wodociągowych, kanalizacyjnych, teletechnicznych oraz przejścia gazociągiem pod wjazdami na posesję zaprojektowano w rurach ochronnych zpe100sdr11: – dla gazociągu o średnicy: – ø110 pe – rury ochronne 225x20,5 mm, – ø40 pe – rury ochronne 110x10,0 mm; – dla przyłączy gazowych: – ø25 pe – rury ochronne 90x8,2 mm. na rurach przewodowych w rurach ochronnych należy montować płozy z pe w rozstawie nieprzekraczającym 1,50 m, a uszczelnienie przestrzeni międzyrurowych należy wykonać za pomocą pianki poliuretanowej i manszet typu n. na rurach ochronnych o długości 12,0 m i dłuższych przewidziano sączki węchowe w skrzynkach żeliwnych osadzonych na podsypce wykonanej z betonu. sączki węchowe spełniają dodatkowo rolę rur wentylacyjnych. istniejące sieci elektryczne i kable teletechniczne krzyżujące się z przebudowywaną siecią gazową należy zabezpieczyć dwudzielnymi rurami arota ø110 mm lub ø160 mm. w celu umożliwienia lokalizacji sieci gazowej na trasie gazociągu zaprojektowano przewód lokalizacyjny dy1x2,5 mm2, który należy ułożyć ok. 5 cm od wierzchu projektowanych rur przewodowych gazu. przewód zakończony jest w punktach kontrolnych listwami zaciskowymi lz-4, zlokalizowanymi w skrzynkach kolumn zasuw i szafkach gazowych. przewód lokalizacyjny w punktach kontrolnych (przy zasuwach) od przewodu do skrzynek zasuw należy prowadzić w rurkach winidurowych ø15 mm. gazociąg po zmontowaniu poddany będzie próbie szczelności zgodnie z zarządzeniem nr 47 ministra przemysłu z 9.05.1989 r. (dz. u. nr 4/89), normą pn-92/m-34503 i pismem tgs (11)-075-1/06 z 16.02.2006 r. prace ziemne. wykopy przy budowie gazociągu należy wykonywać zgodnie z normami pn-68/b-06850, bn-83/8836-01 i bn-83/8836-02 oraz z warunkami podanymi w rozporządzeniu ministra infrastruktury z 06.02.2003 (dz. u. nr 47 z 19.03.2003, poz. 401). w związku z istniejącym uzbrojeniem część robót ziemnych (ok. 20%) należy prowadzić ręcznie. przed przystąpieniem do wykopów należy wyznaczyć przebieg uzbrojenia krzyżującego się z gazociągiem oraz przebiegającego równolegle do wytyczonego gazociągu. wykopy kontrolne służące do ustalenia położenia uzbrojenia podziemnego muszą być wykonywane przy udziale jego właścicieli. wykonywane wykopy należy dokładnie wyprofilować, a wybrany z wykopu grunt gromadzić na jednej stronie, pozostawiając wolną przestrzeń o szerokości 0,5 m. przed ułożeniem gazociągu w wykopie jego dno powinno być dokładnie oczyszczone z kamieni, korzeni i podobnych części stałych. pod gazociąg na całej jego długości trzeba wykonać podsypkę piaskową o grubości 20 cm i obsypkę na wysokość 30 cm ponad rurę. po oczyszczeniu i wyrównaniu dna wykopu, wykonaniu podsypki i ułożeniu gazociągu należy wykonać obsypkę rury, zaczynając obsypywać boki rury aż do wysokości ok. 5 cm nad rurę, następnie po odpowiednim zagęszczeniu gruntu ułożyć przewód lokalizacyjny dy1x2,5 mm2 i wykonać dalszą obsypkę do wysokości 30 cm nad rurę. grunt ubić i zasypać wykop 23przegląd spawalnictwa 5/2013 10÷20 cm warstwą gruntu rodzimego i ułożyć na nim żółtą taśmę ostrzegawczą z napisem gaz o szerokości 40 cm (40÷50 cm ponad rurę), a następnie zasypać wykop do końca, ubijając (zagęszczając) warstwami grunt. 7. próba szczelności rurociąg po zmontowaniu i oczyszczeniu wnętrza należy poddać próbie szczelności. przed przystąpieniem do właściwej próby szczelności gazociągu należy wykonać próbę wstępną pod ciśnieniem 0,5 mpa w ciągu jednej godziny. próbę tę wykonuje się po zainstalowaniu manometrów i podłączeniu sprężarki powietrza. zasadniczą próbę szczelności gazociągu należy przeprowadzić zgodnie z rozporządzeniem ministra gospodarki z 30 lipca 2001 r. (dz.u. nr 97/01) i normą pn-92/m-34503, pod ciśnieniem min. 0,75 mpa. czas próby szczelności wynosi 24 godziny od chwili osiągnięcia ciśnienia próby. gazociąg uważa się za szczelny, jeżeli różnica ciśnień nie przekracza 0,1% na godzinę trwania próby. 8. izolacja antykorozyjna zgodnie z rozporządzeniem ministra gospodarki z 30 lipca 2001 r. w sprawie warunków technicznych, jakim powinny odpowiadać sieci gazowe (dz.u. nr 97 poz. 1055) gazociągi stalowe powinny być zabezpieczone przed korozją zewnętrzną przez jednoczesne zastosowanie powłok izolacyjnych. sieć gazową zaprojektowano z rur polietylenowych, które nie wymagają izolacji antykorozyjnej, natomiast izolować należy zasuwy i ich połączenia z rurami z pe, rury przy zespołach zaporowo-upustowych oraz sączki węchowe, a także stalowe odcinki przyłączy ułożone w ziemi. izolacje fabryczne rur stalowych zabudowanych na gazociągu muszą spełniać wymagania normy din 30670. technologia izolowania rur wg tej normy jest następująca: – czyszczenie strumieniowo-ścierne do stopnia czystości sis sa 21/2 (wg sis 055900), – nanoszenie 1. warstwy epoksydowej o grubości 80 µm, – nanoszenie 2. warstwy kopolimeru polietylenowego o grubości 250 µm metodą proszkową lub wytłaczania, – nanoszenie 3. warstwy zewnętrznej polietylenowej o grubości 1,8÷2,9 mm. powłoki uzupełniające są to powierzchnie izolacyjne wykonane poza zakładem produkcyjnym na budowie. obowiązuje zasada, że klasa izolacji wykonanej na budowie nie może być niższa od klasy izolacji fabrycznej rur, izolacja połączeń spawanych, łuków i armatury ma spełniać wymogi normy din 30672 w klasie c i należy ją wykonać z taśm samoprzylepnych. izolację z taśm powinno się wykonać z następujących warstw: – podkładu gruntującego, – taśmy nawoju wewnętrznego z zakładką 50%, – taśmy nawoju zewnętrznego z zakładką 50%, lub: – podkładu gruntującego, – taśmy samowulkanizującej z zakładką 67% lub 75%. do izolacji armatury (części) o skomplikowanych kształtach należy stosować taśmy z samego kauczuku butylowego lub specjalne taśmy bardzo elastyczne nasączone woskami syntetycznymi. opisane właściwości taśm pozwalają na dopasowanie izolacji do skomplikowanych kształtów i dobrze izolują je od środowiska. z uwagi na ich małą wytrzymałość mechaniczną należy wykonać z nich min. trójwarstwową powłokę zabezpieczoną z zewnątrz tkaniną ochronną (akrylową). w przypadku występowania trudno dostępnych przestrzeni przy izolowaniu należy je wypełnić kitem lub masą wypełniającą, a następnie pokryć taśmami. kontroli jakości powłok fabrycznych podlega 100% produkowanych rur, każda z nich musi być oznakowana znakiem wytwórcy, znakiem powłoki, numerem normy i znakiem rodzaju wykonania. kontrolę jakości powłok uzupełniających należy przeprowadzić zgodnie z normą din 30672/1990. z kontroli i pomiarów przedstawiciele kontroli jakości robót powinni sporządzić protokół odbioru jakości izolacji według wzorów uzgodnionych z inwestorem. protokoły muszą być sporządzane na bieżąco przed zasypaniem rurociągu, gdyż stanowią integralną część dokumentacji powykonawczej, przedstawionej do odbioru końcowego części liniowej rurociągu. do protokołów odbiorowych izolacji jako załączniki powinny być dołączone atesty producenta izolacji fabrycznej oraz atesty producenta i świadectwa dopuszczenia do stosowania w budownictwie. elementy rurociągu średniego ciśnienia z rur polietylenowych przedstawiono na rysunkach 8÷12. rys. 8. odgałęzienie siodłowe z zaworem nawiercającym i kodem kreskowym fig. 8. saddleback branch with a drilling valve and a bar code 24 przegląd spawalnictwa 5/2013 rys. 9. odgałęzienie trójnikowe z zasuwą odcinającą fig. 9. tee branch with a blocking bolt rys. 11. zespół zaporowo-upustowy z zasuwą odcinającą fig. 11. blocking – venting set with a blocking bolt rys. 10. przyłącze siodłowe do nawiercenia fig. 10. saddleback branch to drill rys. 12. przyłącze siodłowe fig. 12. saddleback branch podsumowanie zalety tworzyw sztucznych przyczyniły się do wykorzystania ich do budowy rurociągów ciśnieniowych i grawitacyjnych. rurociągi ciśnieniowe z tworzyw sztucznych są alternatywą dla rurociągów stalowych. technologia zgrzewania jest łatwa do opanowania przez pracowników ze względu na stałość i powtarzalność procedur i parametrów zgrzewania. coraz nowsze i bardziej zaawansowane urządzenia, programy, kody kreskowe z zadanymi informacjami ułatwiają i poprawiają warunki procesów zgrzewania. należy jednak pamiętać, że ze względu na pewne specyficzne warunki eksploatacji i wymagania bezpieczeństwa nie zastąpią one całkowicie spawanych rurociągów z rur stalowych. 25przegląd spawalnictwa 5/2013 terminy i definicje wg normy pn-en 1555: – wymiar nominalny – liczbowe oznaczenie wymiaru elementu, nominalna średnica zewnętrzna (dn), – średnica zewnętrzna – wymiar zmierzony w przekroju poprzecznym, w dowolnym punkcie rury, zaokrąglony w górę do najbliższej wartości z dokładnością do 0,1 mm, – nominalna grubość ścianki (en) – liczbowe oznaczenie wymiaru grubości ścianki, – znormalizowany stosunek wymiarów (sdr) – liczbowe oznaczenie serii rur – iloraz nominalnej średnicy zewnętrznej i nominalnej grubości ścianki, – paliwo gazowe – dowolne paliwo, które w temperaturze 15oc i przy ciśnieniu atmosferycznym jest w stanie gazowym. literatura [1] www.nowatech.com.pl [2] bąkowski k.: sieci i instalacje gazowe. wydawnictwa naukowo-techniczne, warszawa 2007. [3] materiały firmy wachowicz. [4] instrukcja obsługi zgrzewarki doczołowej zhc. normy, przepisy i definicje – norma pn-en 1555-2 systemy przewodów z tworzyw sztucznych do przesyłania paliw gazowych. rury. – norma pn-91/m-34501 – gazociągi i instalacje gazownicze. skrzyżowania gazociągów z przeszkodami terenowymi. wymagania. – norma pn-92/34503 – gazociągi i instalacje gazownicze. próby rurociągów. – ustawa z 28 kwietnia 2000 r. o systemie oceny zgodności (dz. u. nr 43, poz. 489). – norma pn-en 13067 personel spawający i zgrzewający tworzywa sztuczne. egzamin kwalifikacyjny spawaczy i zgrzewaczy. spawanie i zgrzewanie połączenia z termoplastycznych tworzyw sztucznych. – rozporządzenie ministra gospodarki z 30 lipca 2001 r. w sprawie warunków technicznych, jakim powinny odpowiadać sieci gazowe (dz. u. nr 97, poz. 1055). 201703_pspaw.pdf 19przegląd  spawalnictwa vol. 89 3/2017 obróbka wykończeniowa powierzchni z wykorzystaniem  szczotkowych narzędzi z włókien ceramicznych finishing surface using brush tools made of ceramic fiber dr hab. inż. tadeusz sałaciński, prof. pw; mgr inż. maciej winiarski – politechnika warszawska. autor korespondencyjny/corresponding author: t.salacinski@upcpoczta.pl streszczenie w artykule scharakteryzowano procesy gratowania krawędzi i polerowania powierzchni z wykorzystaniem narzędzi z materiałów ceramicznych bazujących na tlenku glinu. opisano konstrukcje podstawowych typów narzędzi oraz praktyczne przykłady zastosowania w przemyśle. oceniono wpływ parametrów obróbki na chropowatość powierzchni obrobionej. słowa kluczowe: narzędzia skrawające; ceramiczne narzędzia szczotkowe abstract the paper describes edges deburring processes and polishing of the surface using ceramic tools based on aluminum oxide. the construction of basic types of tools and their practical industrial applications were described. the effect of machining parameters on surface roughness was evaluated. keywords: cutting tools; brush ceramic tools wstęp w większości przypadków obróbka metalowych przedmiotów wymaga ich odpowiedniego wykończenia. w tym celu stosuje się różne technologie m.in. szlifowanie, gratowanie czy bębnowanie. te z kolei wymagają odrębnych maszyn i specjalistycznych narzędzi, co wiąże się z dodatkowymi kosztami dla przedsiębiorstwa. rozwiązaniem jest końcowa obróbka na tej samej maszynie (np. obrabiarce cnc), na której wykonano poprzednie operacje. w tym celu stosować można narzędzia obrotowe z pękami włókien wykonanych ze stali, nylonu, polipropylenu bądź materiału ceramicznego, który jest stosunkowo nowym materiałem stosowanym na tego typu narzędzia. tadeusz sałaciński, maciej winiarski przeglad welding technology review rys. 1. przykłady zastosowań narzędzi typu „szczotka” z włóknami stalowymi; a) obróbka spoiny, b) gratowanie czoła koła zębatego (źródło: [5]) fig. 1. examples of use of brush type tool with steel fibres: a) machining of weld, b) chamfering of gear face (source [5]) poprzez zastosowanie szczotkowania powierzchni usuwa się nie tylko tłuszcze, pyły i inne zanieczyszczenia, ale również wszelkie zaadsorbowane związki i warstwy o charakterze niemetalicznym: tlenki, siarczki i inne produkty korozji [1].   a)   b) rys.  2.  podstawowe typy ceramicznych narzędzi obrotowych: a) narzędzie złożone z pęków ceramicznych włókien typu „szczotka”, b) narzędzie złożone ze zwartych i twardych brył typu „ściernica”, c) narzędzie złożone z pęków ceramicznych włókien typu „pędzel” (źródło: [3]) fig.  2. basic types of ceramic rotary tools: a) tools consisting of bunches of brush type ceramic fibres, b) tools consisting of hard and firm grinding wheel type solids, c) tools consisting of bunches of paintbrush type ceramic fibres (source [3])   a)   b)   c) 20 przegląd  spawalnictwa vol. 89 3/2017 przykłady zastosowań narzędzi z włóknami stalowymi pokazano na rysunku 1. poważną wadą narzędzi stalowych bądź z tworzyw sztucznych było trwałe odkształcanie się włókien, co powodowało niską jakość powierzchni obrabianych i skutkowało krótką trwałością narzędzi. alternatywą są narzędzia obrotowe złożone z pęków ceramicznych włókien lub zwartych i twardych brył typu „ściernica” (rys. 2). dokładny skład materiału ceramicznego stanowi „know-how” firm produkcyjnych i nie jest dotychczas znany. wiadomo jedynie, że głównym komponentem jest tlenek glinu al2o3. pojedyncze włókno składa się z 1000 mikrowłókien, których średnica ma wartość kilku mikrometrów (rys. 3). czoło każdego z 1000 mikrowłókien pracuje jako krawędź skrawająca o własnościach samoostrzących, wytrzymujących temperaturę do 150 °c. podstawowymi własnościami włókien ceramicznych są: ich wysoka twardość, odporność na ścieranie oraz nieodkształcalność wzdłuż osi. współcześnie stosowane narzędzia szczotkowe, przeznaczone np. do usuwania zadziorów, zbudowane ze stalowych bądź nylonowych włókien, charakteryzują się szybką utratą swojego kształtu, co skutkuje utratą własności obróbkowych.   a)   b)   c)   d) rys. 3. a) widok pojedynczego włókna [4], b) struktura włókna ceramicznego [4], c) pęk włókien, d) widok kompletnego narzędzia od strony czoła (źródło c) i d): opracowanie własne) fig. 3. a) view of a single fibre [4], b) structure of ceramic fibre [4], c) bunch of fibres, d) face view of complete tool (sources c and d: own case study) narzędzia ceramiczne mogą znaleźć zastosowanie do poprawiania powierzchni przed nanoszeniem powłok, wygładzania powierzchni i polerowania, szczotkowania i gratowania części po tłoczeniu, usuwania gratu po cięciu laserowym oraz elementów spiekanych, felg kół samochodowych, obróbki typu mikrofinish, zaokrąglania krawędzi, satynowania, oczyszczania powierzchni, szlifowania dekoracyjnego, usuwanie zgorzeliny, obróbki wykończeniowej okuć, przedmiotów z blach, kutych, po elektrodrążeniu, wykrawanych, listew ozdobnych i wielu innych [5]. ze względu na stopień mechanizacji narzędzia ceramiczne dzieli się na: – narzędzia do obróbki mechanicznej (obrabiarki, roboty (rys. 4) i inne maszyny ze sterowaniem numerycznym, ale także obrabiarki konwencjonalne, specjalne, zadaniowe itp.), – narzędzia do obróbki ręcznej (diaksy, szlifierki ręczne itp.). ze względu na przeznaczenie podziału można dokonać na: – narzędzia do powierzchni zewnętrznych (płaszczyzn i innych np. powierzchni walcowych), rys. 4. przykład obróbki narzędziem typu „szczotka” z wykorzystaniem robota (źródło: [4]) fig.  4. example of machining with robot using brush type tool (source [4]) – narzędzia do powierzchni wewnętrznych (w tym krzyżujących się otworów). kolejny podział, ze względu na cechy konstrukcyjne, klasyfikuje narzędzia w trzech grupach (rys. 2): – narzędzia trzpieniowe typu „szczotka”, – narzędzia trzpieniowe typu „pędzel”, – narzędzia trzpieniowe typu „ściernica”. rys. 5. kolorystyczne oznaczenia narzędzi ze względu na ich przeznaczenie (źródło: [4]) fig. 5. color codes indicating tool use (source [4]) rys.  6.  uchwyt kompensacyjny dla trzpieniowych narzędzi ceramicznych (źródło: [4]) fig. 6. compensating tool holder for shank ceramic tools (source [4]) 21przegląd  spawalnictwa vol. 89 3/2017 poszczególne narzędzia oznaczona się odpowiednim kolorem włókien (rys. 5). przykładowo niebieskie wykorzystywane są do obróbki wykończeniowej przedmiotów z bardzo twardych metali, posiadają odpowiednio grubsze włókna niż szczotki różowe, które można wykorzystać do obróbki przedmiotów z tworzyw sztucznych. na rysunku 5 pokazano kolorystyczne oznaczenia narzędzi ze względu na ich przeznaczenie w zależności od materiału obrabianego (oś pionowa) i rodzaju obróbki (oś pozioma). celem skompensowania zmiany wymiaru przedmiotu obrabianego wzdłuż osi narzędzia typu „szczotka” i uzyskania stałego docisku do powierzchni obrabianej stosuje się specjalny uchwyt z mechanizmem sprężynowym (rys. 6). dzięki temu zwiększa się trwałość narzędzia i jednorodność uzyskiwanej chropowatości i faktury powierzchni obrobionej. szczotka garnkowa posiada włókna umiejscowione w zakresie dwóch okręgów dmax i dmin (rys. 7), stąd wynika nieco inna tekstura powierzchni obrobionej w pasie centralnym wyznaczonym przez dmin, oraz w dwóch pasach brzegowych wynikających ze skrajnych okręgów umiejscowienia włókien (dmax). szczotka jest narzędziem elastycznym (niesztywnym monolitem), składa się z wielu włókien, których ruch nie jest identyczny dla każdego włókna, a prędkość skrawania na średnicy zewnętrznej (dmax) jest większa niż na średnicy wewnętrznej (dmin). na włókna położone przy zewnętrznej średnicy szczotki dmax działa rys. 7. prędkości skrawania: vc1 i vc2 odpowiednio dla średnic dmin i dmax szczotki (źródło: opracowanie własne) fig. 7. cutting velocities: vc1 and vc2 respectively for brush diameters dmin and dmax (source: own case study) rys. 8. zjawisko rozchylania się włókien pod wpływem siły odśrodkowej; h – różnica rzeczywistych głębokości zanurzenia w materiale dla włókien skrajnych (źródło: opracowanie własne) fig. 8. phenomenon of fibre gaping by centrifugal force: h – difference of real material dipping for peripheral fibres (source: own case study) siła odśrodkowa o wyższej wartości niż na włókna położone bliżej osi obrotu, co powoduje ich rozchylanie się. w konsekwencji włókna położone bliżej środka obrotu zagłębiają się bardziej w materiale obrabianym niż te położone na zewnątrz (wywierają większy nacisk na powierzchnię obrabianą niż włókna skrajne, położone najdalej od osi obrotu narzędzia rys. 8). dzieje się tak dlatego, że włókna na które działa wyższa siła odśrodkowa odchylają się mocniej względem swego położenia początkowego (położenia przy wyłączonych obrotach wrzeciona). zjawisko rozchylania się włókien, przy założeniu identycznego odkształcenia sprężystego każdego z nich, nie zawsze jest niekorzystne. wykorzystuje się je np. do zabiegu gratowania wewnętrznych powierzchni otworów z wykorzystaniem narzędzia typu „pędzel” (rys. 10). przykłady zastosowania narzędzi   ceramicznych na rysunku 9 pokazano typowe zastosowania narzędzi ceramicznych typu „szczotka garnkowa” do zabiegów załamywania ostrych krawędzi, fazowania, usuwania zadziorów bądź polerowania powierzchni. po lewej stronie występuje powierzchnia przed obróbką, zaś po prawej – po obróbce. wyraźnie widać pozytywne efekty załamania krawędzi i poprawę chropowatości powierzchni. w opinii autorów obróbka tego typu jest bardzo wskazana do załamywania ostrych krawędzi czół zębów, zastępując żmudny zabieg frezowania. rys. 9. przykłady wyników obróbki narzędziami ceramicznymi typu „szczotka”; a) obróbka powierzchni kulistej ze stali narzędziowej, b) obróbka płaszczyzny i krawędzi kanałka (źródło: [4]) fig. 9. examples of ceramic brush type tools machining results: a) machining of spherical surface of tool steel, b) plane and groove edge machining (source: [4]) rys. 10. przykład zabiegu gratowania wewnętrznych powierzchni otworów z wykorzystaniem narzędzia typu „pędzel” (źródło: [4]) fig. 10. example of chamfering cut of inner hole surfaces using paintbrush type tool (source: [4]) 22 przegląd  spawalnictwa vol. 89 3/2017 obróbka narzędziami ceramicznymi staje się często niezastąpiona w przypadku gratowania ostrych krawędzi powierzchni wewnętrznych, np. krzyżujących się otworów, bądź w przypadku powierzchni o nieregularnych kształtach. przykład takiego zabiegu pokazano na rysunku 10. narzędzie w postaci długiej wiązki włókien (typu „pędzel”) wykonuje ruch obrotowy i posuwisto-zwrotny wzdłuż osi otworu rozszerzając się dzięki sile odśrodkowej, wskutek czego dochodzi do styku ostrzy z materiałem obrabianym. wpływ parametrów obróbki   na chropowatość powierzchni obrobionej w poniższych tabelach zestawiono wyniki prób, na podstawie których dokonano oceny wpływu parametrów obróbki na chropowatość powierzchni obrobionej ra. zmianie podlegały wartości podstawowych parametrów technologicznych: prędkości obrotowej, głębokości skrawania i prędkości posuwu. najlepszy wynik ra = 0,354 µm uzyskano dla prędkości obrotowej 4000 obr./min, głębokości skrawania 0,5 mm i najmniejszej wartości posuwu 600 mm/ min (tabl. i). w zakresie liczby przejść narzędzia najlepszy rezultat uzyskano w wyniku trzeciego przejścia mimo dwukrotnie większej wartości prędkości posuwu (1200 mm/min) w stosunku do poprzednich prób (tabl. ii). podsumowując: największy wpływ na poprawienie chropowatości powierzchni w zakresie trzech parametrów technologicznych ma prędkość posuwu. jeszcze bardziej znaczący wpływ ma liczba przejść narzędzia, jednak jest to związane ze zwiększeniem sumarycznego czasu obróbki. badania własne poniżej przedstawione zostały wybrane próby badania wpływu parametrów skrawania narzędziami szczotkowymi na chropowatość powierzchni obrobionej dla trzech materiałów: inconelu, stali oraz aluminium. są to badania o charakterze wstępnym bez przeprowadzonego wcześniej tablica i. wpływ parametrów obróbki na chropowatość powierzchni obrobionej (materiał: aluminium a5052, obróbka wstępna: frezowanie czołowe, użyte narzędzie: a11-cb40m) (źródło: [4]) table i. influence of machining parameters on machined surface roughness (material: aluminium a5052, rough machining: face milling, used tool: a11-cb40m) (source: [4]) ustawienia  początkowe prędkość obrotowa  [min-1] głębokość   skrawania  [mm] prędkość  posuwu  [mm/min] ra przed  [µm] ra po  [µm] 4000 0,5 1200 0,880 0,436 1 zmiana 5000 0,5 1200 0,875 0,424 2 zmiana 4000 0,1 1200 0,864 0,415 3 zmiana 4000 0,5 600 0,921 0,354 tablica ii. wpływ liczby przejść narzędzia na chropowatość powierzchni obrobionej (t1 – test 1, t2 – test 2, źródło: [4]) table ii. influence of number of cutting tool passes on machined surface roughness (t1 – test 1, t2 – test 2, source: [4]) prędkość  obrotowa  [min-1] głębokość   skrawania  [mm] prędkość  posuwu  [mm/min] l.  prz. czas  cyklu  [min] ra  przed  [µm] ra po [µm] 1 prz. 2 prz. 3 prz. t1 4000 0,5 600 1 1 0,921 0,354 – – 4000 0,5 1200 2 1 0,901 0,459 0,325 – t2 4000 0,5 400 1 1 0,918 0,327 – – 4000 0,5 1200 3 1 0,894 0,467 0,324 0,226 planowania eksperymentu. pełne badania planuje się przeprowadzić w ramach jednej z prac doktorskich realizowanej na politechnice warszawskiej. badania inconelu 718 do obróbki inconelu dedykowane są narzędzia oznaczone kolorem białym bądź niebieskim (rys. 5). próby przeprowadzono dla g = 0,6 mm (wielkość zagłębienia szczotki w stosunku do pozycji styku z materiałem), średnica szczotki d = 16 mm, droga skrawania s = 150 mm, powierzchnia próbki przygotowana frezowaniem czołowym, ra=0,5 µm. i próba (szczotka niebieska): n = 3650 obr./min, vf = 2000 mm/min, zastosowano trzy przejścia narzędzia uzyskując kolejno ra1 = 0,46 µm, ra2 = 0,44 µm, ra3 = 0,43 µm, ii próba (szczotka niebieska): n=3650 obr./min, vf = 1000 mm/min, jedno przejście, ra = 0,39 µm, iii próba (szczotka niebieska): n = 3650 obr./min, vf = 250 mm/min, jedno przejście, ra=0,29 µm. wartość zużycia (skrócenia) szczotki po trzech próbach wyniosła 0,015 mm, iv próba (szczotka biała): n = 3650 obr./min, vf = 1000 mm/min, jedno przejście, ra = 0,43 µm, v próba (szczotka biała): n = 3650 obr./min, vf = 250 mm/ min, jedno przejście, ra = 0,49 µm. badania stali do obróbki stali st5 wykorzystano szczotkę białą. próby przeprowadzono dla szczotki o średnicy d = 16 mm, droga skrawania s = 100 mm, powierzchnia próbki przygotowana frezowaniem czołowym, ra = 4,72 µm. zastosowano trzy przejścia narzędzia: i przejście: n = 3650 obr./min, vf=1000 mm/min, g = 0,6 mm, uzyskana chropowatość powierzchni ra=4,48 µm, ii przejście: n = 4250 obr./min, vf = 500 mm/min, g = 0,6 mm, uzyskana chropowatość powierzchni ra=4,05 µm, iii przejście: n = 4250 obr./min, vf = 500 mm/min, g = 1,5 mm, uzyskana chropowatość powierzchni ra = 3,38 µm. 23przegląd  spawalnictwa vol. 89 3/2017 badania aluminium do obróbki aluminium dedykowane są narzędzia oznaczone kolorem białym bądź czerwonym (rys. 5). próby przeprowadzono dla pięciu wartości posuwu przy stałych pozostałych parametrach: n = 3650 obr./min, g = 0,6 mm, średnica szczotki d = 16 mm, droga skrawania s = 100 mm, powierzchnia próbki przygotowana frezowaniem czołowym, ra = 1 µm. wartości uzyskanych chropowatości powierzchni ra zestawiono w tablicy iii. wyniki prób pokazują niewielki wpływ prędkości posuwu na ra w przypadku szczotki białej oraz znaczący w przypadku szczotki czerwonej. na rysunku 11 pokazano widok przykładowej powierzchni obrobionej z charakterystycznymi śladami przejść włókien narzędzia oraz strukturę geometryczną powierzchni dla następujących parametrów obróbki: szczotka biała o średnicy d = 16 mm, wysunięcie włókien 10 mm, głębokość zanurzenia włókien ap = 0,5 mm, prędkość posuwu 4000 mm/min, prędkość obrotowa n = 4000 obr./min.   a)   b) rys. 11. a) widok powierzchni obrobionej szczotkowym narzędziem ceramicznym (powiększenie 15-krotne); b) struktura geometryczna powierzchni (źródło: opracowanie własne) fig. 11. a) view of surface machined with brush type ceramic tool (magnification 15 times), b) surface geometric structure (source: own case study) tablica iii. wartości uzyskanych chropowatości powierzchni ra w zależności od typu szczotki i prędkości posuwu [µm] (źródło: opracowanie własne) table iii. values of obtained roughnesses ra depending on brush type and value of feed rate [µm] (source: own case study) typ szczotki/vf 4000 mm/min 2000 mm/min 1000 mm/min 500 mm/min 250 mm/min czerwona 0,53 0,45 0,40 0,50 0,65 biała 0,75 0,82 0,96 0,95 0,95 literatura [1] [1] burakowski t., wierzchoń t.: inżynieria powierzchni metali. wnt. warszawa, 1995. [2] chmielewski t.: wykorzystanie energii kinetycznej tarcia i fali detonacyjnej do metalizacji ceramiki. prace naukowe politechniki warszawskiej, t 242, mechanika. oficyna wydawnicza politechniki warszawskiej. warszawa, 2012. [3] sałaciński t., pająk p.: obróbka wykończeniowa powierzchni z wykorzystaniem narzędzi ceramicznych do gratowania i polerowania. mechanik nr 10/2015. [4] materiały firmowe xebec. [5] materiały firmowe loeser. wnioski przeprowadzone badania własne w znacznej mierze potwierdziły wyniki testów narzędzi wykonanych przez producenta. zarówno zmniejszenie prędkości posuwu, jak i zwiększenie liczby przejść skutkowało zmniejszeniem wartości chropowatości, przy czym wpływ liczby przejść okazał się mniej znaczący. zarówno próby producenta, jak i autorów potwierdziły, że nie należy stosować zbyt dużej liczby przejść (maksymalnie 3), gdyż w określonych warunkach skrawania istnieje pewna progowa liczba przejść, powyżej której chropowatość powierzchni nie ulega już poprawie. ceramiczne narzędzia szczotkowe mogą mieć kapitalne znaczenie w obróbce materiałów twardych i trudnoskrawalnych, takich jak np. inconel, szczególnie w przypadku obróbek wykończeniowych przedmiotów o skomplikowanych kształtach. wysokie parametry technologiczne zabiegów z wykorzystaniem narzędzi ceramicznych przyczyniają się do znacznego zredukowania czasu obróbki, co czyni je konkurencyjnymi wobec tradycyjnie stosowanych narzędzi. poprzez bezpośrednie wykorzystanie takich narzędzi na obrabiarce można całkowicie wyeliminować ręczną obróbkę wykończeniową i stanowiska z nią związane. szczotkową konstrukcję narzędzia można również wykorzystać do nakładania cienkich warstw metalicznych (np. tytanu) na powierzchnie ceramiczne w celu ułatwienia dalszego procesu spawania ceramiki z metalami [2]. badania z tym związane są obecnie prowadzone w instytucie technik wytwarzania politechniki warszawskiej. ps 12 2016 www.pdf 15przegląd  spawalnictwa vol. 88 12/2016 ocena procesu spajania  elementów okapów kuchennych ze stali nierdzewnej evaluation of welded components of kitchen canopies from stainless steel streszczenie w artykule zaprezentowano wyniki badań spajania elementów wykonanych z cienkościennych blach nierdzewnych oraz dokonano oceny jakości wykonanych spoin. próbom poddano dwie próbki wykonane z różnymi parametrami spawania. słowa kluczowe: spawanie laserowe; cienkościenne blachy nierdzewne abstract the article presents the results of research of welding elements made of thin-walled from stainless steel sheets and contains assessment of the quality of the welds. two samples made of various welding parameters was tested. keywords: laser welding; thin wall stainless steel sheets wstęp w niniejszej, drugiej części artykułu przedstawiono wyniki badań własnych dotyczących spawania elementów cienkościennych wykonanych z blach nierdzewnych. badaniu zostały poddane spoiny wykonywane przy produkcji okapów kuchennych firmy „akpo”. obudowy okapów produkowane są z nierdzewnej blachy stalowej 1.4016 (h17). stal h17 jest ferrytyczną stalą chromową. posiada dobre własności antykorozyjne, doskonale się szlifuje i poleruje, jest odporna na działanie wody, pary wodnej, słabych kwasów i alkoholi. jest plastyczna, po gięciu nie powstają rozwarstwienia, dzięki czemu jest chętnie wykorzystywatadeusz sałaciński, wojciech sosnowski przeglad welding technology review dr hab. inż. tadeusz sałaciński, prof. pw – politechnika warszawska; mgr inż. wojciech sosnowski – prod-met sp. z o.o. autor korespondencyjny/corresponding author: mail wojtek.sosnowski@o2.pl na do produkcji sprzętu gospodarstwa domowego, w lokalach gastronomicznych, w branży spożywczej, meblarskiej, technice medycznej, przemyśle chemicznym. stal 1.4016 jest oferowana głównie w postaci blach o powierzchni ba polerowanej, zabezpieczona folią ochronną. skład chemiczny, właściwości wytrzymałościowe i fizyczne powodują, że spawanie tego materiału nie jest zalecane. szczególnie trudne okazuje się spawanie tradycyjnymi metodami łukowymi blach o grubościach nieprzekraczających 0,8 mm. spawanie takie powoduje przepalenia, pofalowania, silne przebarwienia okolic swc oraz liczne pory powierzchniowe. dodatkowo po spawaniu zaleca się wyżarzanie w temperaturze 600-800 °c, co w przypadku produkcji agd nie jest możliwe. dlatego też współcześnie do łączenia płaszczy blachy wykorzystuje się zrobotyzowane spawanie współpracujące z laserowymi źródłami energii. przykład takiego połączenia pokazano na rysunku 1. badania próbki 1 poniżej opisano spoinę wykonaną z następującymi parametrami: – moc: p = 800 [w], – grubość materiału: 0,8 [mm], – koncentracja źródła światła: f = 8, – prędkość spawania: vsp = 0,018 [m/s]. w trakcie kontroli jakości złącza nie stwierdzono wad. to, co najbardziej widoczne w wyrobie (rys. 2, powiększenie 50-krotne), czyli lico połączenia płaskie, bardzo gładkie, regularne, bez podtopień. całkowity brak przebarwień w okolicy swc. rys. 1. widok połączenia próbnego dwóch płaszczy blachy (źródło: opracowanie własne) fig. 1. general view of the connecting test two sheets steel (source: own case study) 16 przegląd  spawalnictwa vol. 88 12/2016 na rysunku 3 pokazano przekrój spoiny wykonanej ze 100 krotnym powiększeniem. widoczne są bardzo regularne kryształy spoiny, znacznie większe od kryształów materiału rodzimego. osie kryształów ustawione zgodnie z kierunkiem zastygania. struktura ferrytyczna. lico w tym miejscu przekroju lekko pofałdowane. bardzo wyraźna linia wtopienia w lekko zielonkawym kolorze. przesunięcie płaszczyzn łączonych blach (w poziomie) na około 20 μm (~ ok. 2,5%). w tej części spoiny brak przetopu na grubości nieco powyżej 100 μm co stanowi ok. 13% grubości złącza. wąska, prawie niewidoczna, strefa wpływu ciepła. rys. 2. zdjęcie makro próbki od strony lica (źródło: opracowanie własne) fig. 2. macro photography of samples from weld face side (source: own case study) rys. 3. widok przekroju spoiny – powiększenie 100-krotne (źródło: opracowanie własne) fig. 3. view of cross section of weld joint – magnified 100 times (source: own case study) w tym fragmencie przekroju zauważono również pionowe przesunięcie składanych płaszczy blachy wynikłe z różnej siły docisku w oprzyrządowaniu, które wprawdzie nie przekraczało 70 μm, ale dodatkowo wpływa na wielkość braku przetopu, a tym samym na wadliwość złącza. lico spoiny ma szerokość ok. 900 μm. widoczna z prawej strony wyraźna krawędź wskazuje na to, że w tym miejscu nastąpiło przesunięcie osi promienia laserowego w stosunku do osi łączonych elementów, czego wynikiem jest brak przetopu, będący wadą spawalniczą. rysunek 4 przedstawia zdjęcie omawianej próbki wykonane od strony grani spoiny z 50-krotnym powiększeniem. wyraźna, równa krawędź w miejscu złączenia, potwierdza brak przetopu. od tej strony wyraźnie widoczna swc. widoczne są również przebarwienia termiczne od strony wewnętrznej okapu spowodowane znaczne mniejszym strumieniem gazu osłonowego chłodzącego złącze. brak przetopu grani sprawia, że złącze jest wadliwe konstrukcyjnie. w przypadku okapów kuchennych wady takie są dopuszczalne, ponieważ złącza te nie przenoszą obciążeń zarówno statycznych, jak i dynamicznych, nie wpływają w sposób znaczący na wytrzyrys. 4. widok próbki od strony grani (źródło: opracowanie własne) fig. 4. view of sample from weld root side (source: own case study) rys. 5. próbka 2; a) lico, b) grań, c) przekrój mikro, powiększenie 100krotne (źródło: opracowanie własne) fig. 5. sample 2; a) weld face side, b) weld root side, c) micro crossection view, magnified 100 times (source: own case study) rys. 6. próbka 3; złącze z pełnym przetopem (źródło: opracowanie własne) fig. 6. sample 3; welded joint with full penetration (source: own case study) 17przegląd  spawalnictwa vol. 88 12/2016 wnioski wyniki badań metalograficznych połączeń spawanych wiązką laserową, ocena wizualna ich jakości, a także badanie mikrotwardości, wykazały, że: – złącza charakteryzują się gładkim, równomiernym licem, – strefa wpływu ciepła jest mało widoczna na długości całego złącza od strony lica, – w większości przypadków szerokość lica spoiny zbliżona jest do grubości łączonych elementów, – badanie mikrotwardości wykazało znacznie mniejszą twardość w obrębie spoiny niż w materiale rodzimym, – mikronierówności powstałe po cięciu mają znaczący wpływ na niewspółosiowość łączonych elementów z przebiegiem wiązki laserowej, – dobrane parametry nie pozwalają na przetopienie całej grubości łączonego materiału, co powoduje, że są one wadliwe konstrukcyjnie. we wszystkich próbach przeprowadzonych zgodnie z zaleceniami producenta lasera nie uzyskano całkowitego przetopu materiału przy jednym przejściu głowicy robota spawalniczego. próby doświadczalne wykonane w zakładzie wskazują, że całkowity przetop dla tej grubości materiału można uzyskać jedynie przez zastosowanie spoiny dwuściegowej, dwuwarstwowej. literatura [1] ferenc k.: spawalnictwo. wnt. warszawa, 2007. [2] klimpel a.: spawanie, zgrzewanie i cięcie metali. wnt. warszawa, 1999. [3] chmielewski t.: projektowanie procesów technologicznych – spawalnictwo. owpw. warszawa, 2013. [4] poradnik inżyniera. spawalnictwo. wnt. warszawa, 2005. [5] tasak e.: metalurgia spawania. wyd. jak. kraków, 2008. [6] sałaciński t.: inżynieria jakości w technikach wytwarzania. owpw. warszawa, 2016. małość połączeń, a ujawniają się dopiero po badaniu metalograficznym. nie są widoczne gołym okiem i nie wpływają na obniżenie estetyki wyrobów. badania próbki 2 poniżej opisano spoinę wykonaną z następującymi parametrami: – moc: p = 800 [w], – grubość materiału: 0,8 [mm], – koncentracja źródła światła: f = 4, – prędkość spawania: vsp = 0,04 [m/s]. na rysunku 5 przedstawiono inne złącze próbne, wykonane z parametrami spawania, odbiegającymi od zalecanych przez producenta. faktura lica charakteryzuje się „grubymi” łuskami. zwiększenie prędkości spawania do 0,04 m/s spowodowało, że przetopienie wystąpiło na grubości ok. 150 μm. tego typu złącze w większości przypadków pęknie w momencie montażu. ps 9 2016 www.pdf 50 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 lutowanie miękkie kompozytu grafitowego  ze stopem aluminiowym pa38 soldering of graphite composite with pa38 aluminum alloy prof. dr hab.  inż. zbigniew mirski; dr  inż. tomasz wojdat; dr  inż. tomasz piwowarczyk; dr hab.  inż. kazimierz granat,   prof.  nadzw.  pwr;  dr  inż.  wiesław  derlukiewicz;  aleksandra  jakubczyk  – politechnika wrocławska; mgr  inż.  ireneusz  ciepacz – aga-tec wrocław. autor korespondencyjny/corresponding author: zbigniew.mirski@pwr.edu.pl streszczenie w artykule przedstawiono problematykę dotyczącą lutowania miękkiego kompozytu grafitowego ze stopem aluminium pa38. połączenia tego typu znajdują zastosowanie w urządzeniach przesyłających energię elektryczną, w związku z czym muszą charakteryzować się dobrą przewodnością elektryczną. wykonano próbne złącza lutowane z zastosowaniem warstwy pośredniej cu, naniesionej galwanicznie na powierzchnię kompozytu grafitowego. przedstawiono wyniki badań wytrzymałościowych oraz badań metalograficznych przy użyciu mikroskopii świetlnej. słowa  kluczowe: kompozyt grafitowy; lutowanie miękkie; warstwy pośrednie cu; stop aluminium pa38 abstract the problems concerning soldering of graphite composite with aluminum alloy pa38, were presented in the article. this type of joints are used in devices transmitting electricity therefore, it must have a good electrical conductivity. made test soldered joints using an intermediate layer of cu-plated applied to the surface of the graphite composite. the results of research strength and metallographic examination using light microscopy, were presented. keywords:  graphite composite; soldering; cu intermediate layers; aluminum alloy pa38 wstęp spajanie materiałów, szczególnie takich jak grafit i materiały kompozytowe na bazie grafitu z metalami, stanowi zwykle duży problem technologiczny. połączenia materiałów o budowie kompozytowej na bazie grafitu z aluminium i jego stopami występują często w urządzeniach przewodzących prąd elektryczny, dlatego złącza takie muszą cechować się odpowiednią przewodnością elektryczną i wytrzymałością mechaniczną. możliwe jest ich klejenie, jednakże połączenia te nie są w stanie zapewnić wymaganej przewodności elektrycznej, nawet w przypadku zastosowania klejów o budowie kompozytowej z użyciem napełniaczy proszkowych lub siatek miedzianych. dobrą przewodność elektryczną można natomiast osiągnąć stosując połączenie metaliczne uzyskane w procesie lutowania miękkiego. lutowanie grafitu w sposób bezpośredni z metalami jest jednak niemożliwe do wykonania z uwagi na brak jego zwilżalności lutami miękkimi. w celu wykonania połączeń lutowanych o dobrych właściwościach eksploatacyjnych, niezbędne jest zastosowanie warstw pośrednich nanoszonych na powierzchnię kompozytu grafitowego. jedną z możliwych do zastosowania technologii nanoszenia warstw są metody galwaniczne. zastosowanie warstw pośrednich w procesach lutowania jest znane, lutuje się tak np. miedź z aluminium lub miedź ze stalą kwasoodporną 18/10 przy użyciu spoiw miedzianofosforowych [1÷3]. na rysunku 1 pokazano przekrój elektrody grafitowej z galwanicznie naniesioną powłoką miedzianą o grubości 70 µm. adhezja mechaniczna odpowiedzialna za połączenie powłoki cu z elektrodą grafitową jest mechanizmem całkowicie wystarczającym dla tego rodzaju wyrobów. natomiast, wszędzie tam gdzie wymagania dotyczą odpowiednio większej wytrzymałości mechanicznej połączenia powłoki cu z podłożem grafitowym, należy dokonać aktywacji powierzchni grafitowej. znane są również inne metody nanoszenia warstw pośrednich do procesów lutowania, które są z powodzeniem stosowane w przemyśle samochodowym. przykładowo lutowanie konektorów do szyb samochodowych odbywa się poprzez warstwę pośrednią w postaci srebrnej farby wypalanej na szybie. metalowe warstwy pośrednie mogą być również nanoszone metodą niskociśnieniowego natrysku na zimno (cold spray) [4]. przy wyborze odpowiedniej metody nanoszenia warstw pośrednich do procesu lutowania kompozytu grafitowego zbigniew mirski, tomasz wojdat, tomasz piwowarczyk, kazimierz granat, wiesław derlukiewicz, ireneusz ciepacz, aleksandra jakubczyk przeglad welding technology review 51przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 z aluminium pa38, należy wziąć pod uwagę głównie możliwość zapewnienia odpowiedniej przyczepności warstwy do podłoża grafitowego, ponieważ połączenia tej pary materiałów w warunkach eksploatacyjnych narażone są na naciski powierzchniowe i poddawane są naprężeniom ścinającym. uzasadnione wydaje się tu zastosowanie powłok galwanicznych, głównie z uwagi na możliwość kontrolowanego nanoszenia nawet bardzo cienkich warstw oraz ich stosunkowo dobrą przyczepność do pokrywanych podłoży [6]. materiały do badań w badaniach zastosowano materiał kompozytowy (rys. 2a i 2b) na bazie koksu pakowego z dodatkiem grafitu (spełniającego funkcję smaru) i 40% wag. ziaren cu jako napełniacza, sklejonych żywicą wypaloną do węgla szklistego. jest to materiał o dobrych właściwościach trybologicznych, nienasiąkliwy, o porach zamkniętych (porowatość ok. 1%) i dużej twardości shore’a. kompozyt grafitowy lutowany był do stopu aluminium pa38 (6060). jest to stop charakteryzujący się średnią wytrzymałością na rozciąganie i średnią wytrzymałością a) b) rys. 1. powłoka cu (2) naniesiona galwanicznie na powierzchnię elektrody grafitowej (1) – (a, b) fig. 1. cu coath (2) galvanically deposited on surface of a graphite electrode (1) – (a, b) rys.  2. materiały użyte w badaniach: kompozyt grafitowy (a, b) i stop aluminium pa38 (c, d) fig.  2. materials used for test: a composite graphite (a, b), and aluminum alloy pa38 (c, d) si fe cu mn mg cr zn ti al 0,3÷0,6 0,1÷0,3 max 0,1 max 0,1 0,35÷0,6 max 0,05 max 0,15 max 0,1 reszta tablica i. skład chemiczny stopu aluminium pa38 (wg pn en 573-3:2014-02) table i. the chemical composition of the aluminum alloy pa38 (acc to pn en 573-3:2014-02) zmęczeniową. został wybrany ze względu na wysoką podatność do tłoczenia umożliwiającą wykonanie z niego profili o skomplikowanym kształcie (rys. 2c i 2d). skład chemiczny stosowanego stopu aluminium przedstawiono w tablicy i. nanoszenie galwanicznej powłoki  miedzianej na kompozyt grafitowy do prób galwanicznego nakładania powłoki miedzianej na kompozyt grafitowy, wytypowano dwie kąpiele firmy sur-tec gmbh (niemcy). kąpiel sur-tec 867 jest kąpielą kwaśną, natomiast kąpiel sur-tec 864 jest kąpielą alkaliczną – bezcyjankową. proces nakładania powłoki na kompozyt grafitowy przebiegał według schematu zamieszczonego w tablicy ii. po wstępnych próbach pokrywania i badaniach przyczepności, do dalszych badań wytypowano kąpiel alkaliczną sur-tec 864 lepiej spełniającą postawione wymagania. w trakcie prowadzonych prób, okazało się, że istotnym czynnikiem decydującym o przyczepności powłoki cu do kompozytu jest sposób przygotowania jego powierzchni oraz jej rozwinięcie. dlatego też, w celu określenia wpływu sposobu przygotowania powierzchni na przyczepność poc) d) a) b) 1 2 1 2 52 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 lp. kąpiel kwaśna sur-tec 867 kąpiel alkaliczna  sur-tec 864 1. odtłuszczanie ultradźwiękowe – sur-tec 134, temperatura 23 ºc, czas 180 s odtłuszczanie ultradźwiękowe – sur-tec 134, temperatura 23 ºc, czas 180 s 2. płukanie – woda bieżąca, czas 60 s płukanie – woda bieżąca, czas 60 s 3. dekapowanie – 5% kwas siarkowy, temperatura 23 ºc, czas 60 s dekapowanie – 5% kwas siarkowy, temperatura 23 ºc, czas 60 s 4. płukanie – woda bieżąca, czas 60 s płukanie – woda bieżąca, czas 60 s 5. aktywacja – cro3 250g/dm3, temperatura 65 °c, czas 180 s aktywacja – cro3 250g/dm3, temperatura 65 °c, czas 180 s 6. płukanie – woda bieżąca, czas 180 s płukanie – woda bieżąca, czas 180 s 7. osuszanie – aceton osuszanie – aceton 8. miedziowanie, temperatura 25 °c, 1,5 a/dm2, czas 8 min miedziowanie, temperatura 65 °c, 2,5 a/dm2, czas 17 min 9. płukanie – woda bieżąca, czas 120 s płukanie – woda bieżąca, czas 120 s 10. suszenie – temperatura 60 °c, czas 240 s suszenie – temperatura 60 °c, czas 240 s tablica ii. przebieg procesów nakładania powłok galwanicznych [7,8] table ii. depositing processes of galvanic coating [7,8] włoki cu do podłoża, kompozyt grafitowy szlifowano papierem ściernym o gradacji 180 lub poddawano obróbce strumieniowo-ściernej przy użyciu korundu o granulacji ziaren -45+5 µm. w tablicy iii zestawiono wyniki pomiarów chropowatości powierzchni kompozytu grafitowego w zależności od sposobu jej przygotowania. przed pokrywaniem galwanicznym kompozytu bardzo ważne jest dokładne usunięcie pozostałości po obróbce mechanicznej. osiągnięto to poprzez zastosowanie mycia ultradźwiękowego (rys. 3). wierzchnią warstwę kompozytu aktywowano w roztworze bezwodnika chromowego, płukano i poddano procesowi pokrywania (rys. 4). przykład naniesionej powłoki miedzianej, o grubości 5 μm, przedstawiono na rysunku 5. lp. materiał obróbka powierzchni chropowatość powierzchni, µm ra rt rz 1. kompozyt grafitowy szlifowanie 0,44 4,46 3,37 2. obróbka strumieniowo-ścierna 13,91 96,54 67,51 tablica iii. chropowatość powierzchni kompozytu grafitowego w zależności od sposobu obróbki powierzchni table iii. the surface roughness of the graphite composite according to the method of surface treatment rys. 3. zestaw do czyszczenia ultradźwiękowego: 1 – myjka ultradźwiękowa, 2 – kompozyt grafitowy, 3 – kąpiel sur-tec 134 fig. 3. ultrasonic cleaning system: 1 ultrasonic washer, 2 graphite composite, 3 sur-tec 134 bath rys. 4. zestaw do nanoszenia galwanicznej powłoki miedziowej: 1 – prostownik, 2 – mieszadło magnetyczne z ogrzewaniem, 3 – elektrolizer fig. 4. galvanic coating of copper applying system: 1 – rectifier, 2 – magnetic stirrer with heating, 3 – electrolyzer a) b) 1 2 3 2 3 1 53przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 rys. 5. warstwa pośrednia cu (2) naniesiona galwaniczne na kompozyt grafitowy (1) fig. 5. cu intermediate layer (2) galvanically deposited on the composite graphite (1) lutowanie miękkie stopu pa38  z kompozytem grafitowym przed procesem lutowania stop aluminium poddano procesowi starzenia i dlatego temperatura procesu jego łączenia z kompozytem nie powinna przekraczać 200 °c. w związku z tym do procesu lutowania dobrano lut cynowo-ołowiowy o oznaczeniu s-sn60pb40 (60% wag. sn i 40% wag. pb). lut ten charakteryzuje się dobrą lutownością i temperaturą topnienia w zakresie 183÷190 °c (wg pn-en iso 3677:200 i pn-en iso 9453:2008). w świetle wytycznych dyrektywy rohs, stosowanej na terenie unii europejskiej od 1 lipca 2006 r., zabrania się stosowania niebezpiecznych substancji zawierających m.in. ołów. jednakże wszędzie tam, gdzie nie jest jeszcze możliwe wyeliminowanie ołowiu, materiały z zawartością tego pierwiastka zostały dopuszczone do określonych zastosowań i nie podlegają restrykcjom dyrektywy rohs. w początkowych próbach lutowania miedziane warstwy pośrednie nanoszono galwanicznie na oba spajane materiały. ponieważ przyczepność powłoki cu do podłoża pa38 nie była zadowalająca, podjęto próbę lutowania kompozytu grafitowego pokrytego warstwą miedzi bezpośrednio z podłożem aluminiowym. wymagało to jednak użycia odpowiednio aktywnego topnika. dobór topnika jest tutaj bardzo istotny z punktu widzenia jakości i funkcjonalności połączenia lutowanego [9,10]. zastosowano topnik o dużej aktywności chemicznej o handlowej nazwie stay clean aluminum flux [5]. temperatura jego aktywności zawiera się w zakresie 177÷288 °c [5]. umożliwiło to pobielenie lutem s-sn60pb40 podłoża pa38 bez konieczności stosowania warstwy pośredniej. takie rozwiązanie jest również korzystne ze względów ekonomicznych, ponieważ eliminuje konieczność nanoszenia na stop al powłoki cu. podłoże aluminiowe przygotowano do procesu lutowania przez szlifowanie ręczne włókniną ścierną. proces lutowania prowadzono w dwóch etapach. w pierwszym etapie pobielono spajane materiały przy użyciu kolby miedzianej ogrzewanej płomieniem propanowo-powietrznym. etap drugi stanowił lutowanie właściwe, czyli połączenie ze sobą pobielonych próbek kompozytowych i aluminiowych w procesie lutowania płomieniem propanowo-powietrznym. w taki sposób przygotowano złącza lutowane do badań wytrzymałościowych i metalograficznych. próby wytrzymałościowe statyczną próbę wytrzymałości na ścinanie połączeń lutowanych (kompozyt grafitowy – aluminium pa38) przeprowadzono stosując maszynę wytrzymałościową o napędzie hydraulicznym, przy prędkości posuwu belki wynoszącej 0,2 cm/min i zakresie pomiarowym do 10 kn. przeprowadzono ją przy użyciu przyrządu, pokazanego na rysunku 6a, który umieszczano na kołysce wahliwej, zapewniającej osiowe obciążanie próbki. na rysunku 6b pokazano próbkę do statycznej próby ścinania. złącze lutowane miało wymiary 12x20 mm. a) b) 1 2 1 2 a) b) rys. 6. przyrząd do statycznej próby ścinania (a) i złącze lutowane kompozytu grafitowego z aluminium pa38 (b) fig. 6. device for static shear tests (a) and soldered joint the graphite composite with aluminum alloy pa38 (b) 54 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 na rysunku 7 pokazano szczegóły techniczne procesu ścinania połączenia lutowanego w przyrządzie, między płytami dociskowymi maszyny wytrzymałościowej. rys. 7. statyczna próba ścinania połączeń lutowanych kompozyt grafitowy – aluminium fig. 7. static shear test of graphite composite – aluminum soldered joints lp. przygotowanie  powierzchni wytrzymałość na ścinanie rt [mpa] rtśr [mpa] 1. szlifowanie 6,4 6,32. 5,8 3. 6,6 4. obróbka strumieniowo-ścierna 12,7 12,55. 12,0 6. 12,4 tablica iv.  wyniki statycznej próby ścinania połączeń kompozytu grafitowego ze stopem aluminium pa38 table iv. results of static shear tests graphite composite with aluminum alloy pa38 joints jak wynika z analizy danych zamieszczonych w tablicy iv, odpowiednie przygotowanie podłoża kompozytu grafitowego przed nałożeniem warstwy pośredniej cu ma duży wpływ na wytrzymałość mechaniczną badanych połączeń lutowanych. zastosowanie obróbki strumieniowo-ściernej umożliwia dwukrotne zwiększenie wytrzymałości na ścinanie złączy lutowanych. niezależnie jednak od sposobu przygotowania powierzchni mechanizm zniszczenia złącza każdorazowo miał charakter adhezyjny (rys. 8) i występował na granicy połączenia kompozytu grafitowego z galwaniczną powłoką cu. obróbka strumieniowo-ścierna zapewnia zatem lepsze rozwinięcie powierzchni kompozytu grafitowego, umożliwiając podczas galwanizacji „zakotwiczanie się” cząsteczek cu w powstałych nierównościach, przez co jej przyczepność do podłoża jest większa, a tym samym wzrasta wytrzymałość złączy lutowanych. rys.  8. przykładowy złom połączenia lutowanego po próbie ścinania; 1 – kompozyt grafitowy przygotowany przez szlifowanie, 2 – stop aluminium pa38, 3 – warstwa cu fig. 8. example of scrap soldered joint after shear tests; 1 – graphite composite prepared by grinding, 2 – aluminum alloy pa38, 3 – cu layer 1 2 3 badania metalograficzne złączy lutowanych badania metalograficzne przeprowadzono na poprzecznym przekroju próbek polutowanych i zainkludowanych w żywicy epoksydowej, szlifując je na wodnych papierach ściernych sic do gradacji 2400 i polerując tlenkiem glinu o wielkości ziarna 0,3 µm. tak przygotowane próbki metalograficzne obserwowano przy użyciu mikroskopu świetlnego firmy olympus, model ca25, sprzężonego z aparatem cyfrowym camedia c3030 i systemem archiwizacji obrazu. na rysunku 9 pokazano przekrój złącza lutowanego kompozytu grafitowego z aluminium pa38 wykonanego przy użyciu lutu s-sn60pb40. szczelina lutownicza, o szerokości 0,2 mm, jest na całej długości złącza wypełniona lutem. rys. 9. mikrostruktura połączenia lutowanego: 1 kompozyt grafitowy z napełniaczem cu, 2 stop aluminium pa38, 3 – lutowina, 4 – warstwa cu fig. 9. microstructure of soldered joints: 1 graphite composite with cu filler, 2 aluminum alloy pa38, 3 – solder, 4 cu layer 1 2 3 4 na rysunku 10a widoczna jest mikrostruktura złącza pokazana od strony kompozytu grafitowego oraz od strony stopu aluminium pa38 (rys. 10b). w strukturze lutowiny występują dendryty roztworu stałego β oraz drobnoziarnista eutektyka α + β rozmieszczona w przestrzeniach międzydendrytycznych. do statycznej próby ścinania przygotowano po 3 połączenia lutowane dla każdej z metod przygotowania powierzchni kompozytu grafitowego, przed naniesieniem warstwy pośredniej cu. w tablicy iv zestawiono wyniki pomiarów otrzymane w statycznej próbie ścinania. 55przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 rys. 10. mikrostruktura połączenia lutowanego: widok od strony kompozytu grafitowego (a) i od strony aluminium pa38 (b); 1 kompozyt grafitowy, 2 – stop aluminium pa38, 3 warstwa cu, 4 eutektyka α+β, 5 dendryty roztworu stałego β fig. 10. microstructure of soldered joint: a view from the side of graphite composite (a) and from the aluminum alloy pa38 (b); 1 graphite composite 2 aluminum alloy pa38, 3 cu layer, 4 eutectic α+β, 5 dendrites of solid solution β 2 3 1a) b) 4 5 5 4 2 1 rys. 11. niezgodności występujące w złączu lutowanym: 1 pęcherze gazowe, 2 pozostałości topnika fig. 11. defects occurring in soldered joint: 1 gas pores, 2 flux residue wnioski na podstawie wyników przeprowadzonych badań sformułować można następujące wnioski: – wytworzenie dobrej jakości połączeń kompozytu grafitowego ze stopem aluminium pa38 metodą lutowania miękkiego wymaga zastosowania warstwy pośredniej cu o grubości ok. 5 µm naniesionej galwanicznie na podłoże grafitowe; – użycie topnika o dużej aktywności chemicznej umożliwia bezpośrednie pobielanie stopu pa38 lutem sn-pb, bez konieczności nanoszenia miedzianej warstwy pośredniczącej; – decydujący wpływ, na wytrzymałość poddanych badaniom połączeń lutowanych, ma sposób przygotowania podłoża kompozytu grafitowego do procesu galwanicznego nanoszenia powłoki cu. zastosowanie obróbki strumieniowo-ściernej powierzchni umożliwia dwukrotny wzrost wytrzymałości na ścinanie złączy lutowanych w porównaniu z podłożem szlifowanym; – charakterystyczne dla lutowania topnikowego niezgodności w postaci pęcherzy gazowych są akceptowalne dla rozwiązań konstrukcyjnych złączy o dużej powierzchni, pod warunkiem ich niewielkich wymiarów, dopuszczalnej ilości i równomiernego rozmieszczenia w całej objętości. literatura [1] mirski z., granat k., prasałek a.: the diffusive barriers in copper brazing with austenitic steel by use the cu-ag-p (l-ag15p) filler metal, the archives metallurgy and materials, tom 53, nr 4/2008, s. 1035-1046. [2] mirski z., wojdat t., piwowarczyk t., stachowicz m.: bariery dyfuzyjne zapobiegające kruchości połączeń lutowanych aluminium z innymi metalami, przegląd spawalnictwa, nr 8/2013. [3] mirski z., wojdat t., stachowicz m.: soldering of aluminium with copper and steel using intermediate layer zn-ni, archives of civil and mechanical engineering, 2015, vol. 15, nr 4, s. 903-910. [4] wojdat t., winnicki m., rutkowska-gorczyca m., mirski z., ambroziak a.: zastosowanie warstw pośrednich nanoszonych różnymi metodami natryskiwania cieplnego do lutowania miękkiego aluminium z miedzią, przegląd elektrotechniczny, nr 3/2015, s. 90-94. [5] poradnik lutowania twardego i miękkiego, katalog firmowy harris calorific international sp. z o.o, dzierżoniów 2016. [6] praca zbiorowa: poradnik galwanotechnika, wnt, warszawa 2002. [7] dylewski r., gnot w., gonet m.: elektrochemia przemysłowa. wybrane procesy i zagadnienia, wyd. politechniki śląskiej. gliwice 1999. [8] jansen r., preikschat p., opper m.: cyanidefreie alkalische kupferelektrolyte, galvanotechnik 73 (1998). [9] piwowarczyk t., harapińska e., wojdat t.: trendy rozwojowe technologii lutowania i metod kontrolnych, przegląd spawalnictwa, nr 9/2016. [10] ambroziak a., białucki p., derlukiewicz w., lange a.: własności aluminiowych złączy wykonanych spoiwami na osnowie cynku, przegląd spawalnictwa, nr 9/2016. niezgodności lutownicze w postaci pęcherzy gazowych oraz pozostałości topnika występują jedynie na jednym z końców połączenia (rys. 11). są to typowe niezgodności, które często występują w procesie lutowania topnikowego. ich ilość i miejsce występowania w omawianym przypadku nie mają jednak istotnego wpływu na funkcjonalność połączenia lutowanego. ps 4 2016 www hr.pdf 63przegląd  spawalnictwa       vol. 88 4/2016 ocena skłonności do pęknięć zimnych złączy spawanych  stali w próbie implantacyjnej evaluation of susceptibility to cold cracking of welded joints in the implant test streszczenie w artykule przedstawiono próbę implantacyjną oceny skłonności do pęknięć zimnych złączy spawanych. przedstawiono również wyniki próby dla stali 7crmovtib10-10 oraz badania w zakresie oceny charakteru przełomu. słowa kluczowe: próba implantacyjna; mikrostruktura; przełomy abstract the paper presents the implant test method as useful for susceptibility to cold cracking evaluation of welded joints. moreover, there are presented results of implant test for 7crmotivb10-10 steel and fractures analyses with the use of light microscopy and scanning electron microscopy. keywords: implant test; microstructure; fracture wstęp pęknięcia zimne są typem pęknięć, które powstają podczas chłodzenia po spawaniu w temperaturach przemiany austenitu w struktury hartownicze, stąd występują przede wszystkim w stalach charakteryzujących się zwiększoną hartownością [1]. w celu oceny skłonności materiałów do tego typu pęknięć, stosuje się różnego rodzaju metody – od analitycznych po eksperymentalne, w tym próby znormalizowane w iso 17642. wśród metod eksperymentalnych można wydzielić dwie grupy: próby, w których geometria złącza próbnego powoduje jego utwierdzenie wprowadzając odpowiedni poziom naprężeń (cts, tekken, lehigh), oraz próby, w których naprężenie zmienia się w sposób regulowany (implant test). próba implantacyjna próba implantacyjna (implant test) została opisana w pn-en iso 17642-3 [2]. polega ona na obciążeniu siłą rozciągającą kołka z badanego materiału, po wcześniejszym umieszczeniu go w otworze wywierconym w blasze, na której układa się napoinę przechodzącą przez ten otwór. rysunek 1 przedstawia wymagania dotyczące przygotowania i zasadę wykonywania próby implantacyjnej. kołek o średnicy 6 lub 8 mm powinien być wykonany na drodze toczenia i posiadać karb śrubowy (rys. 1, szczegół c1 i szczegół x) lub karb pierścieniowy (rys. 1, szczegół c2 i szczegół y). naprężenie rozciągające w płaszczyźnie karbu σj, w wielu przypadkach równe umownej granicy plastyczności materiału rp0,2, jest obliczane za pomocą zależności 1: krzysztof pańcikiewicz, anna zielińska-lipiec, lechosław tuz, łukasz rakoczy gdzie: f – siła obciążająca (n), d – średnica kołka (mm). podczas próby rejestruje się czas jaki jest potrzebny do zerwania kołka, przy czym maksymalny czas wynosi 16 h. jeżeli po tym czasie nie dojdzie do zerwania, dokonuje się obserwacji mikroskopowych na 3 zgładach metalograficznych przy powiększeniach w zakresie 400-600x, wykonanych w miejscach 1, 2 i 3 wskazanych na rysunku 1 (przekrój b-b). zamiennie, można zastosować próbę polegającą na wyżarzaniu w temperaturze 250-300 °c/1 h z następnym obciążaniem o charakterze zmęczeniowym. w przypadku wykonywania pomiarów twardości w swc kołka należy użyć metody vickersa przy obciążeniu 98,1 n, zgodnie z en 1043-1. mgr inż. krzysztof pańcikiewicz; dr hab.  inż. anna zielińska-lipiec, prof. agh; dr  inż. lechosław tuz; mgr inż. łukasz  rakoczy – agh akademia górniczo-hutnicza w krakowie. autor korespondencyjny/corresponding author: krzysztof.pancikiewicz@agh.edu.pl rys.  1.  wymagania dotyczące przygotowania próbek i zasada wykonywania próby implantacyjnej fig. 1. requirements for sample preparation and execution rule for implant test   1) przeglad welding technology review 64 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 4/2016 rys. 2. zależność czasu do zerwania próbek od przyłożonego naprężenia w próbie implantacyjnej, wykonanej dla stali 7crmovtib10-10 fig. 2. the relationship of time to break and the applied stress in the implant test for the samples made of 7crmovtib10-10 steel metodyka i przebieg badań w celu oceny skłonności do pęknięć zimnych stali 7crmovtib10-10 oraz określenia wpływu wodoru dyfundującego na intensyfikację tego zjawiska wykonano próbę implantacyjną (kołkową). do badań wykorzystano próbki z karbem śrubowym, pobrane z płaskownika ze stali 7crmovtib10-10 o grubości 8 mm. spawanie wykonywano ręcznie, metodą 111 prądem stałym z biegunowością dodatnią przy natężeniu prądu 110 a. materiałem dodatkowym do spawania były zasadowe elektrody otulone thermanit p24 w dwóch stanach – po suszeniu w piecu (350 °c/2 h) oraz po sztucznym wodorowaniu. ilość wodoru dyfundującego oznaczono za pomocą metody glicerynowej, opisanej m.in. przez fydrycha i in. [3]. temperaturę próbki mierzono za pomocą pirometru laserowego pirometr st-8869 firmy standard instruments co. gdy temperatura nad próbką po procesie obniżała się do 150 °c, dokonywano stopniowego obciążania kołka siłą rozciągającą. podczas próby rejestrowano wartość przyłożonego naprężenia i czas do zerwania. uzyskane w próbie implantacyjnej przełomy analizowano za pomocą mikroskopu stereoskopowego oraz skaningowego mikroskopu elektronowego. w przypadku próbek, które nie uległy pęknięciu w czasie poniżej 16 h wykonywano zgład metalograficzny, który był analizowany za pomocą mikroskopu świetlnego oraz pomiarów twardości. mikrostrukturę obserwowano za pomocą mikroskopu świetlnego na obrabianych mechanicznie i nietrawionych oraz trawionych zgładach metalograficznych. pomiary twardości na przekroju kołka wykonano metodą vickersa przy obciążeniu 10 kg (98,1 n). wyniki badań i ich dyskusja zależność czasu do zerwania próbek od przyłożonego naprężenia przedstawiono na rysunku 2. wartość naprężenia krytycznego w próbie spawania elektrodami wysuszonymi wynosi 211 mpa i jest istotnie niższa od minimalnej granicy plastyczności badanej stali, wynoszącej zgodnie z normą 450 mpa. zawartość wodoru dyfundującego w stopiwie elektrod suszonych, wyznaczona za pomocą metody glicerynowej, wyniosła 5 ml/100 g stopiwa. w przypadku zastosowania elektrody sztucznie wodorowanej, w której zawartość wodoru dyfundującego zmierzono na poziomie 23 ml/100 g stopiwa, krytyczne naprężenie do zerwania wyniosło 84 mpa. analiza fraktograficzna wykazała, że pęknięcia lokalizowane są w obszarze gruboziarnistej strefy wpływu ciepła. zainicjowane pęknięcie najczęściej propagowało w stronę spoiny. przełomy charakteryzowały się międzykrystalicznym kruchym lub quasi-kruchym charakterem (rys. 3, 4). miejscowo zaobserwowano również fragmenty przełomu z charakterystycznymi „naderwaniami” na płaskiej powierzchni (rys. 3). zjawisko to jest charakterystyczne dla pękania zimnego zwłocznego, zachodzącego w obecności wodoru. dodatkowo, we wszystkich przypadkach obserwowano liczne pęknięcia wtórne, w przybliżeniu usytuowane w kierunku prostopadłym do powierzchni przełomu.   a)   b) rys. 3. przełom próbki po próbie implantacyjnej: a) międzykrystaliczny charakter przełomu z widocznymi „naderwaniami” na płaskiej powierzchni b) pęknięcia wtórne po granicach ziarn fig. 3. fracture of implant test sample: a) intergranular character of fracture with “tearing apart” on a flat surface, b) secondary cracks on the grain boundaries   a)   b) rys. 4. przełom próbki po próbie implantacyjnej: międzykrystaliczny charakter przełomu (a) z pęknięciami wtórnymi (b) fig.  4. fracture of implant test sample: intergranular character of fracture with secondary cracks rys.  5.  makrostruktura niezerwanej próbki implantacyjnej; zgład metalograficzny poprzeczny, wzdłuż osi napoiny: a) nietrawiony, b) trawiony 4% nitalem fig.  5. uninterrupted implant test sample macrostructure; cross section, along the axis of the weld: a) no-etched b) 4% nital etched   a)   b) rys. 6. schodkowy rozwój pęknięcia. zgład nietrawiony fig. 6. stepped growth crack. no-etched 65przegląd  spawalnictwa       vol. 88 4/2016 rys. 7. miejsce zarodkowania pęknięcia. gruboziarnista swc kołka fig. 7. crack nucleation. coarsegrain haz dla niezerwanej próbki wykonanej elektrodą sztucznie wodorowaną, w której przyłożono naprężenie równe 126 mpa, przeprowadzone obserwacje na przekroju poprzecznym wykazały również zarodkowanie pęknięcia o wielkości podkrytycznej, która nie doprowadziła do zerwania kołka (rys. 5÷7). prawdopodobnym miejscem zarodkowania pęknięcia był obszar gruboziarnistej strefy wpływu ciepła rys. 8. rozkład twardości na przekroju poprzecznym niezerwanego kołka spawanego elektrodą w stanie po suszeniu w piecu fig. 8. results of hardness measrements on cross section of uninterrupted implant test sample, made by coated electrode after furnance drying (rys. 7). rozwijające się pęknięcie propagowało w stronę spoiny krótkimi odcinkami zarówno w płaszczyźnie poziomej, jak i pionowej (rys. 6). wykonane pomiary twardości wykazały występowanie wartości przekraczających 350hv w spoinie i w wysokotemperaturowej swc (rys. 8), co wyjaśnia dużą skłonność stali 7crmovtib10-10 do pękania zimnego. literatura [1] e. tasak, a. ziewiec: spawalność materiałów konstrukcyjnych. tom 1. spawalność stali, wydawnictwo jak, kraków, 2009. [2] pn-en iso 17642-3: badania niszczące spoin w metalach badania pękania na zimno złączy spawanych metody spawania łukowego część 3: badania z obciążeniem zewnętrznym. [3] d. fydrych, j. tomków, a. świerczyńska: determination of diffusible hydrogen content in the deposited metal of rutile electrodes by glycerin method, metallurgy and foundry engineering, vol. 39, no. 1, (2013), s. 47-53. [4] pn-en 10216:2014: rury stalowe bez szwu do zastosowań ciśnieniowych warunki techniczne dostawy część 2: rury ze stali niestopowych i stopowych z określonymi własnościami w temperaturze podwyższonej. podsumowanie i wnioski wykonane badania pozwoliły stwierdzić, iż krytyczne naprężenie pękania dla stali 7crmovtib10-10 wynosi 211 mpa i jest istotnie niższe od deklarowanej w normie minimalnej granicy plastyczności. zwiększenie zawartości wodoru dyfundującego w stopiwie z 5 do 23 ml/100g stopiwa, powodując obniżenie naprężenia krytycznego do wartości 84 mpa. uzyskane w próbie przełomy charakteryzowały się kruchym międzykrystalicznym lub quasi-kruchym charakterem, z miejscowymi „naderwaniami” na płaskiej powierzchni, charakterystycznymi dla pękania zwłocznego w obecności wodoru. autorzy.kierują.podziękowania.dla.p ..adama.gruszczyńskiego.z.międzynarodowego.centrum.mikroskopii.elektronowej.. dla.inżynierii.materiałowej.(agh).za.wykonanie.zdjęć.przełomów.na.skaningowym.mikroskopie.elektronowym .. badania.wykonano.w.ramach.projektu.nr.2012/07/n/st8/00630 . ps 9 2016 www.pdf 127przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 przegląd możliwości zastosowania technologii klejenia review of prospects of adhesive bonding technology application mgr inż. beata rams – instytut spawalnictwa, gliwice. autor korespondencyjny/corresponding author: beata.rams@is.gliwice.pl streszczenie w artykule przedstawiono pespektywy rozwoju technologii klejenia, która ze względu na liczne zalety coraz częściej stosowana jest w różnych gałęziach przemysłu np. motoryzacyjnym, kolejowym, lotniczym, elektronicznym. omówiono możliwości klejenia nowych materiałów – kompozytów, stosowanych przy produkcji np. pojazdów szynowych, turbin wiatrowych i statków, których zastosowanie jest możliwe tylko za pomocą technologii klejenia. w artykule przedstawiono czynniki wpływające na uzyskanie wysokiej jakości połączenia, a także skupiono się na ograniczeniach i wadach tej metody oraz aspektach dotyczących bezpieczeństwa pracy przy procesach klejenia. słowa kluczowe: technologia klejenia; zastosowanie klejenia; kleje abstract the article presents the perspectives of adhesive bonding technology development. this technology, taking into consideration its advantages, is more and more often applied in different industrial branches e.g. automotive, railway engineering, aviation and electronics. possibilities of adhesive bonding of new materials – composites are elaborated in the article. composites are mainly used in production of e.g. rail vehicles, wind turbines and ships and their application is possible only using adhesive bonding technology. article describes the factors which influence on obtaining high quality joints and also restrictions, disadvantages and occupational safety aspects of this technology. keywords: adhesive bonding; application of adhesive bonding; adhesives wprowadzenie technologia klejenia zaliczana jest do nowoczesnych technologii łączenia materiałów. zajmuje ona ważne miejsce w łączeniu materiałów, obok klasycznych metod spajania takich jak: spawanie, lutowanie czy zgrzewanie. do szybkiego rozwoju technologii klejenia i produkcji klejów przyczyniły się wysokie wymagania konstrukcyjne stawiane przede wszystkim przez współczesny przemysł lotniczy. dążył on do zastąpienia tradycyjnego nitowania, spawania czy zgrzewania klejeniem, szczególnie przydatnym do łączenia dużych, cienkościennych elementów powłokowych. największe znaczenie przy budowie samolotów miało uzyskanie wytrzymałej, lekkiej konstrukcji o dużej sztywności i zwiększonej odporności zmęczeniowej, co umożliwiło zmniejszenie masy samolotu o kilkanaście procent, dając przy tym duże oszczędności zarówno w jego produkcji jak i eksploatacji. wpływ na gwałtowny rozwój technologii klejenia miało również wprowadzanie nowych, lekkich materiałów konstrukcyjnych, które należało skutecznie ze sobą połączyć. jednym z takich materiałów są kompozyty włókniste, których zastosowanie zapewnia lekkość konstrukcji oraz wysoką wytrzymałość i sztywność przy jednocześnie małej gęstości materiału. zastosowanie kompozytów włóknistych pozwala na dużą swobodę odnośnie geometrii w trakcie projektowania konstrukcji oraz zapewnia niską przewodność cieplną i wysoką zdolność przyjmowania energii i tłumienia drgań. w tym przypadku klejenie jest często jedyną metodą ich spajania. materiały kompozytowe z włóknami szklanymi, węglowymi, aramidowymi stosowane są m.in. do budowy pojazdów szynowych, turbin wiatrowych, jachtów, a także w lotnictwie, kosmonautyce, przy produkcji sprzętu sportowego oraz samochodów wyścigowych. coraz szersze zastosowanie kompozytów wzmacnianych włóknami zauważa się także w budownictwie – stosowane są one do zwiększenia nośności konstrukcji drewnianych, metalowych i betonowych. zastosowanie technologii klejenia technologia klejenia często jest wykorzystywana w różnych gałęziach przemysłu ze względu na swoje liczne zalety, do których zalicza się m.in.: – możliwość łączenia materiałów o zróżnicowanych właściwościach fizykochemicznych, np.: szkło-metal, tworzywo sztuczne-metal, tworzywo sztuczne-guma; – możliwość łączenia elementów o różnych wymiarach i kształtach (zarówno bardzo małych elementów jak i elementów wielkopowierzchniowych); – brak niekorzystnego odziaływania ciepła na właściwości materiałów łączonych, występujące przy spawaniu, beata rams przeglad welding technology review 128 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 zgrzewaniu czy lutowaniu; – równomierne obciążenie złącza, w porównaniu do połączeń śrubowych lub nitowych; – szczelność połączeń i ich ochrona przed wnikaniem wilgoci oraz korozją; – posiadanie właściwości tłumienia drgań i dźwięków przez połączenie klejowe; – przyjmowanie przez elastyczną warstwę kleju niekorzystnych różnic współczynnika rozszerzalności cieplnej klejonych materiałów; – wyeliminowanie dodatkowych obróbek powierzchniowych połączenia po procesie klejenia; – większa estetyka złącza klejowego w porównaniu z innymi metodami łączenia („niewidoczna” technika łączenia); – duża odporność na działanie substancji chemicznych, np. olejów, alkoholi, benzyny; – możliwość zautomatyzowania procesu mieszania, dozowania i nakładania kleju. właśnie ze względu na liczne zalety klejenie znalazło zastosowanie np. w przemyśle samochodowym, gdzie obecnie do wyprodukowania jednego samochodu zużywa się od 90 do 120 metrów spoin klejowych. często nie są to jedynie połączenia klejone, ale także połączenia hybrydowe czyli połączenia klejone wykonywane wraz z połączeniami zgrzewanymi lub ze złączami śrubowymi. przy produkcji samochodów technologie klejenia stosuje się m.in. do: – klejenia elementów nadwozia, gdzie klejenie nie tylko ma zapewnić większą sztywność, ale dodatkowo uszczelnić połączenie oraz zmniejszyć wibracje; – klejenia blach poszyciowych zwłaszcza w pojazdach większych gabarytowo jak np. samochody ciężarowe, autobusy oraz pojazdy specjalnego przeznaczenia, gdzie wymagana jest duża tolerancja wymiarów, tłumienie drgań, odporność na zmienne warunki atmosferyczne, szczelność oraz estetyka połączenia; – klejenia amortyzatorów, gdzie klejenie wykorzystuje jedną z podstawowych swoich zalet – łączenie różnych materiałów i w tym przypadku ma zapewnić dobre połączenie między metalami a gumą jako elementem sprężynującym; – osadzania łożysk i kół zębatych, gdzie klejenie zapewnia wypełnianie szczelin, kasowanie luzów, szczelność oraz zabezpiecza przed wibracjami. dodatkowo klejenie w przemyśle samochodowym stosuje się do wklejania szyb, lusterek, okładzin hamulcowych, reflektorów, chłodnic, zabezpieczenia i uszczelnienia połączeń gwintowych oraz montażu elementów wykończeniowych wykonanych zazwyczaj z tworzywa sztucznego, gdzie klejenie jako metoda łączenia różnych materiałów sprawdza się bardzo dobrze. coraz częściej technologię klejenia wykorzystuje się także w budownictwie, gdzie we współczesnych obiektach architektonicznych, za pomocą klejenia łączy się szklane systemy ścian ze szkieletem stalowym, stanowiącym alternatywę dla zacisków mechanicznych. często w budownictwie używa się szkła klejonego tzw. szkła bezpiecznego, które powstaje w wyniku połączenia dwóch lub kilku tafli szkła za pomocą warstwy klejącej którą może być odpowiednia żywica, wlewana w postaci ciekłej między dwie tafle szklane lub folia umieszczona pomiędzy szybami a następnie podgrzana do odpowiedniej temperatury w autoklawie. szkło klejone (zarówno folią jak i żywicą) uderzone pęka, zachowując przy tym swój kształt, ponieważ odłamki przyklejone są do warstwy sklejającej. stosując odpowiedni rodzaj żywicy lub folii można uzyskać szyby: antywłamaniowe, kuloodporne, chroniące przed hałasem lub promieniami uv. takie szyby stosuje się jako np.: elementy ogrodzenia, balustrad, szklane drzwi, podłogi lub schody oraz jako elementy dźwiękochłonnych ekranów drogowych. klejenie szkła ze szkłem lub szkła z metalem dokonuje się przy użyciu specjalnych klejów, które utwardzają się pod wpływem promieniowania ultrafioletowego. w ten sposób kleimy szkło ze szkłem (np. gabloty szklane) oraz szkło z elementami metalowymi (np. metalowe nogi do blatów szklanych, zawiasy do drzwiczek szklanych). rozwój technologii klejenia przyczynił się także do wykorzystywania w budownictwie materiałów kompozytowych (taśm i mat), które w odniesieniu do konstrukcji metalowych mają swój udział szczególnie we wzmacnianiu i naprawach mostów i budynków. wykorzystuje się tu bardzo wysoki wskaźnik stosunku sztywności do ciężaru kompozytów, ich odporność na zmęczenie i korozję oraz dające się kontrolować zachowanie w podwyższonej temperaturze. w zastosowaniach budowlanych stosuje się zarówno materiały na bazie włókien węglowych (cfrp – carbon fibre reinforced polymers) jak i na bazie włókien szklanych (gfrp – glass fibre reinforced polymers), które nadają się do wzmacniania (zwiększenie pierwotnej nośności bądź sztywności) wszystkich rodzajów konstrukcji: żelbetonowych, stalowych, drewnianych, murowanych, betonowych. natomiast materiały na bazie włókien aramidowych (afrp – aramid fibre reinforced polymers) stosuje się do wzmacniania konstrukcji narażonych na oddziaływania dynamiczne, sejsmiczne i wybuchy. głównymi przyczynami wymuszającymi wzmocnienie konstrukcji są: – zmiany sposobu użytkowania obiektu (zwiększenie istniejących obciążeń); – wprowadzenie zmian w istniejącej konstrukcji; – zagrożenie wystąpienia obciążeń wyjątkowych, nieplanowanych na etapie projektowania obiektu; – przemieszczanie podłoża (nierównomierne osiadanie, wstrząsy parasejsmiczne); – błędy projektowe i wykonawcze. technologia klejenia znalazła także zastosowanie w rozwiązaniach pomostów i kładek z płyt kompozytowych mocowanych przez klejenie na wspornikach aluminiowych (np. most podwieszany przez rzekę saone we francji – lata 70.) lub na wspornikach stalowych (np. most west mill w wielkiej brytanii, oddany do użytku w 2002 r). innym wykorzystaniem technologii klejenia w budownictwie jest klejenie drewna. wykonuje się zarówno konstrukcje z drewna klejonego jak i drewna klejonego wzmacnianego włóknami. konstrukcje wykonane z drewna klejonego wzmacnianego włóknami węglowymi bądź aramidowymi pozwalają na zwiększenie nośności belek przy znacznej redukcji przekroju poprzecznego belki zmniejszając przy tym znacznie zużycie drewna nawet o 40%. konstrukcje tego typu są z powodzeniem stosowane od 15 lat w stanach zjednoczonych, a obecnie wkraczają też na rynek europejski. konstrukcje z drewna klejonego (warstwowego) stosuje się np. do budowy domów mieszkalnych, biurowców, obiektów sportowych, basenów, pawilonów wystawowych. technologia klejenia oprócz wielu zalet posiada też pewne ograniczenia. do podstawowych wad klejenia ograniczających jej zastosowanie, zalicza się: – ograniczoną odporność na działanie wysokich temperatur, szczególnie powyżej 200 ºc; – małą wytrzymałość mechaniczną połączeń, zwykle nie przekraczającą 40 mpa; – małą odporność połączeń klejonych na rozszczepianie i oddzieranie; – zazwyczaj brak pełnej wytrzymałości mechanicznej bezpośrednio po sklejeniu; 129przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 – ograniczoną odporność na warunki zewnętrzne, jak promieniowanie uv, wilgoć; – ograniczoną żywotność składowania klejów, ich skłonność do rozwarstwiania, żelowania i sedymentacji; – konieczność stosowania specjalnych sposobów przygotowania powierzchni w celu zapewnienia dobrej adhezji kleju; – występowanie substancji szkodliwych dla zdrowia, znajdujących się w wielu gatunkach klejów wymagających specjalnych warunków bezpieczeństwa w procesie technologicznym; – niepełną możliwość kontroli w badaniach nieniszczących. stale rosnące zainteresowanie różnych gałęzi przemysłu możliwością zastosowania technologii klejenia wymusza na producentach ciągły rozwój tej technologii poprzez modyfikowanie istniejących klejów oraz tworzenie nowych produktów spełniających oczekiwania potencjalnych użytkowników. na przykład potrzeba zastosowania klejów odpornych na wysokie temperatury, nawet do 300 ºc, a zarazem posiadających właściwości uszczelniające i odporne na działanie wilgoć, wymusiła na producentach opracowanie odpowiedniego kleju spełniającego wszystkie te warunki. takimi klejami są np. kleje silikonowe nadają się doskonale do takich aplikacji jak: – mocowanie ceramicznych płyt grzewczych do blatów kuchenek, – wklejanie oświetlenia (montaż żarówek), – klejenie zintegrowanych układów elektronicznych, – klejenie zespołów elektronicznych do paneli słonecznych, – klejenie szklanych drzwiczek oraz uchwytów piekarnika itd. producenci oferują także kleje specjalistyczne, gdzie ograniczenie stosowania w bardzo wysokich temperaturach nie jest już przeszkodą, np. kleje na bazie substancji nieorganicznych stosowane do łączenia metali z ceramiką, które są odporne nawet do 1600 ºc. takie właśnie kleje zostały zastosowane np. do połączenia płytek krzemowych z poszyciem promu kosmicznego columbia. omawiając ograniczenia dotyczące klejenia, takie jak brak przewodności cieplnej i elektrycznej, które eliminowały technologię klejenia w znacznym stopniu z zastosowań produkcyjnych należy wspomnieć o najnowszych osiągnięcia w dziedzinie klejenia umożliwiających uzyskanie połączeń o dużej przewodności cieplnej i małej oporności elektrycznej przy zachowaniu wysokich własności mechanicznych. wykorzystuje się tu kleje w których osnową jest żywica epoksydowa, a dobrą przewodność zapewniają napełniacze metalowe o odpowiednio wysokim przewodnictwie elektrycznym. jako napełniacze stosuje się cząsteczki np. z miedzi, niklu, srebra, grafitu o różnych wielkościach i kształcie. na przykład przewodność elektryczna klejów oparta na żywicach epoksydowych z napełniaczem w postaci płatków srebra osiąga wartość ok. 10 ms/m i jest zbliżona, co do wartości, przewodnictwu żelaza. przewodność takich klejów elektroprzewodzących dorównuje lub przewyższa nawet przewodności elektrycznej lutów miękkich (dla lutu lc60 wynosi 7,2 ms/m) i twardych lutów srebrnych (dla lutu ls15f – 4,1 ms/m i dla ls45 – 10,1 ms/m). dzięki temu klejenie jest coraz powszechniej stosowane w przemyśle elektrycznym i elektronicznym. mimo małej jednostkowej wytrzymałości mechanicznej połączeń, w wielu przypadkach, klejenie w budowie maszyn może konkurować z klasycznymi metodami spajania. właściwości wytrzymałościowe można znacznie poprawić dodając do osnowy kleju (zazwyczaj żywicy epoksydowej) napełniaczy metalowych (np. aluminiowych, stalowych) i niemetalowych (np. ceramicznych) w postaci m.in. cząstek, włókien lub siatek w celu uzyskania spoin klejowych o budowie kompozytowej. produkty takie w postaci past lub materiałów płynnych służą m.in. do naprawy lub odbudowy maszyn i urządzeń bez konieczności ich spawania. cechują się dobrą adhezją m.in. do metali, szkła, ceramiki i charakteryzują się doskonałą odpornością na agresywne związki chemiczne. przykładowe zastosowanie takich produktów to: uszczelnianie pęknięć w zbiornikach, korpusach i zaworach, uzupełnianie ubytków spowodowanych kawitacją i korozją, odbudowa zużytych elementów stalowych lub aluminiowych. kleje z wypełniaczami metalowymi po utwardzeniu mogą być wiercone, gwintowane, toczone, frezowane i poddawane innej obróbce maszynowej. jak już wspomniano, wiele gatunków klejów w stanie nieutwardzonym, aktywatorów oraz substancji dodatkowych używanych do oczyszczania powierzchni przed procesem klejenia (np. rozpuszczalniki, środki trawiące) w swoim składzie posiada substancje szkodliwe dla zdrowia. szkodliwe działanie kleju może być zarówno skutkiem bezpośredniego kontaktu nieutwardzonego jeszcze kleju ze skórą jak i wynikiem odziaływania oparów na organizm człowieka. największą możliwość zetknięcia się z nieutwardzonym klejem występuje w czasie przygotowywania masy klejowej (odważanie i mieszanie składników) oraz ręcznego nanoszenia kleju na powierzchnie łączone. pomieszczenia, w których wykonywane są prace z zastosowaniem technologii klejenia powinny być zatem dobrze wentylowane, tzn. powinna znajdować się w nich wentylacja ogólna nawiewno-wywiewna oraz stanowiskowa, zwłaszcza w miejscach szczególnie intensywnego wydzielania się substancji lotnych. zaleca się aby pracownicy wyposażeni byli w odpowiednią odzież ochronną tj. fartuchy robocze, rękawice, okulary ochronne oraz w przypadku dłuższego narażenia na opary kleju specjalne maski chroniące ich przed działaniem substancji szkodliwych. producenci wychodząc naprzeciw oczekiwaniom klientów dotyczących zapewnienia bezpieczeństwa pracy coraz częściej modyfikują swoje produkty lub opracowują nowe receptury klejów i substancji dodatkowych tak aby były one bezpieczne dla zdrowia i środowiska naturalnego. takim przykładem może być zastępowanie acetonu jako środka czyszczącego uważanego za produkt szkodliwy – alkoholem izopropylowym lub środkami myjącymi na bazie wody. innym przykładem modyfikacji klejów jest zastosowanie wody jako rozpuszczalnika w przypadku klejów rozpuszczalnikowych lub wprowadzenie klejów nowej generacji bezpiecznych dla zdrowia np. polimeru modyfikowanego silanami (polimer ms). polimery ms posiadają podobne właściwości co kleje poliuretanowe, natomiast w swoim składzie nie zawierają szkodliwych izocyjanianów. polimery ms ze względu na swoje liczne zalety jak: zapewnienie doskonałej adhezji do metali, szkła i tworzyw sztucznych bez konieczności użycia primera, odporność na promieniowanie uv (w przeciwieństwie do poliuretanów) oraz możliwość malowania i lakierowania po klejeniu znalazły już szerokie zastosowanie w budowie pojazdów samochodowych, w uszczelnianiu połączeń kołnierzowych, nitowanych, śrubowych i zgrzewanych punktowo. w poprawie bezpieczeństwa przy procesach klejenia pomocna jest też kolejna zaleta klejenia jaką jest łatwość zautomatyzowania i zrobotyzowania stanowiska do klejenia. zastosowanie robota przemysłowego współpracującego z dodatkowym wyposażeniem do przechowywania, przepompowywania, mieszania oraz nakładania substancji do klejenia eliminuje bezpośredni kontakt i narażenie osób pracujących przy klejeniu na czynniki szkodliwe (przekłada się na bezpośrednią ochronę zdrowia pracowników). wyko130 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 rzystanie robotów do aplikowania klejów niweluje ryzyko narażenia pracownika na substancje szkodliwe zawarte w klejach i materiałach do klejenia. dodatkową zaletą zastosowania robotów jest możliwość kontroli ilości nakładanego kleju, co pozwala na uzyskiwanie każdorazowo wysokiej jakości połączenia klejowego eliminując przy tym błąd ludzki. jakość połączenia klejowego w połączeniach klejowych mogą pojawić się defekty pogarszające jakość połączenia niezależnie od tego czy proces klejenia wykonywany jest manualnie czy jest on zrobotyzowany. ponieważ klejenie zalicza się do procesów specjalnych nie jest możliwa ocena i kontrola jakości produktu końcowego. jakość połączenia klejowego nie może być kontrolowana lub sprawdzona później w pełnym zakresie poprzez metody nieniszczące. oznacza to, że błędy w procesie rozpoznane zostaną ewentualnie dopiero w fazie użytkowania. dlatego każdy ze znaczących etapów procesu musi zostać odpowiednio opisany, stale kontrolowany i udokumentowany. wysoką jakość połączenia należy więc zapewnić i kontrolować już na etapie produkcji. do najważniejszych metod badań nieniszczących stosowanych do wykrycia wad w połączeniach klejowych zalicza się metody: ultradźwiękowe, spektroskopowe, termowizyjne, emisji akustycznej, holografii optycznej, wibroakustyczne. stosowanie tych metod nie jest wystarczająco rozpoznane w odniesieniu do połączeń klejowych i większość z nich pozostaje w sferze badań laboratoryjnych. poprzez badania nieniszczące można określić uszkodzenia w częściach spajanych (np. rysy, pęknięcia, korozję, wgniecenia), wady w spoinie klejowej (np. pęcherze powietrza, ciała obce, zwęglenie kleju, brak lub przerwanie warstwy kleju, za gruba bądź za cienka warstwa kleju) oraz w strefie adhezji (np. ubytek kleju na dużej powierzchni). natomiast badania te nie pozwalają na określenie jakości adhezji ani wytrzymałości złącza. oceny jakości złącza klejowego dokonuje się zazwyczaj poprzez sprawdzenie metodami niszczącymi, za pomocą próbek pilotujących bądź badań wytrzymałościowych gotowych przedmiotów wybranych z produkcji. informacje z takich badań pozwalają na określenie jakości adhezji oraz wytrzymałości, ale tylko badanego elementu, a nie całej wykonanej partii. aby uzyskać wysokiej jakości połączenie klejowe trzeba zwrócić uwagę m.in. na: – odpowiednie projektowanie oraz rozkład naprężeń w połączeniach klejowych; – odpowiedni do danej aplikacji dobór kleju (czas otwarty kleju, sposób utwardzania, odporność na czynniki chemiczne i zewnętrzne itd.); – odpowiednie przygotowanie powierzchni (zwłaszcza materiałów o niskiej energii powierzchniowej); – unikanie zanieczyszczenia powierzchni klejonej silikonami (silikony mają małe napięcie powierzchniowe i uniemożliwiają zwilżanie); – odpowiedni transport i magazynowanie klejów i substancji pomocniczych; – odpowiednie zabezpieczenie przygotowanych powierzchni przed ponownym zabrudzeniem; – przestrzeganie odpowiednich dla danego kleju warunków nakładania i utwardzania kleju. podsumowanie w artykule przedstawiono zaledwie kilka przykładów zastosowania technologii klejenia. natomiast otaczający nas świat został w różny sposób posklejany, ale często klejenie pozostaje dla nas niewidoczne. kleje stosuje się poczynając od produkcji plastrów po wysoko rozwiniętą technikę medyczną (np. sprzęt medyczny, sklejanie ran w chirurgii), przy produkcji mebli, sprzętu sportowego, mikro chipów a także przy większych konstrukcjach jak budowa samolotów, jachtów oraz statków. zainteresowanie techniką klejenia stale wzrasta, a ograniczone zastosowanie klejów w niektórych gałęziach przemysłu wynika raczej z braku wiedzy na temat tej metody łączenia a nie ograniczeń wynikających z samej technologii. literatura [1] z. mirski, t. piwowarczyk: composite adhesive joints of hardmetals with steel, archives of civil and mechanical engineering, vol. 10, 3/2010, s. 83-94. [2] z. mirski, t. piwowarczyk: klejenie w budowie pojazdów samochodowych, przegląd spawalnictwa, nr 5-7, 2004. [3] j. kowalczyk: nieniszczące metody oceny połączeń klejonych, zeszyty naukowe politechniki poznańskiej, maszyny robocze i transport, 63/2008. [4] z. brojer, z. hertz, p. penczek: żywice epoksydowe. wydawnictwo naukowo-techniczne, warszawa 1982. [5] m. cwyl: klejone połączenia szklanych elementów elewacji z metalowym szkieletem, praca doktorska, politechnika warszawska, warszawa 2007. [6] m. piekarczyk: zastosowanie techniki klejenia w metalowych konstrukcjach budowlanych, politechnika krakowska, kraków 2013. [7] materiały szkoleniowe instytutu fraunhofera, bremen 2015. [8] michał kurpiński: identyfikacja wad technologicznych połączeń klejowych z zastosowaniem termografii aktywnej dla potrzeb przemysłu motoryzacyjnego, pak, vol. 60, 12/2014. [9] https://www.astor.com.pl (2016). [10] http://www.loctite.pl/plp/content_data/135862_7356_2k_siliconleaflet_pl_last_version.pdf (2016). [11] http://www.inzynierbudownictwa.pl/technika,materialy_i_technologie,artykul,wzmacnianie_konstrukcji_budowlanych_materialami_kompozytowymi_frp,8189 (2016). [12] https://e-kleje.pl/content/8-smp-polimer-modyfikowany-silanami (2016) [13] http:www.oknonet.pl/szklo/producenci_szklo_budowlane/news,23382. html (2016). [14] j. kuczmaszewski: czynniki niepewności prognozy wytrzymałości klejowych połączeń metali, przegląd spawalnictwa, nr 8, 2008. [15] z. mirski, r. wróblewski, a. gołembiewski: odporność połączeń klejowych na oddziaływanie wysokiej temperatury, przegląd spawalnictwa, nr 10, 2015. [16] a. sajek: technologia klejenia i właściwości złącza klejowego kompozytowych pian aluminiowych, przegląd spawalnictwa, nr 3, 2014. 201304_pspaw_ki8o.pdf 18 przegląd spawalnictwa 4/2013 paweł cegielski krzysztof skrzyniecki andrzej kolasa paweł kołodziejczak badania stabilności układu łuk – urządzenie zasilające w warunkach symulowanych zakłóceń procesu spawania metodą mag experimental studies on stability of power source – arc system under simulated disturbances of mag  welding process  streszczenie zjawiska fizyczne zachodzące w łuku podczas spawania różnymi odmianami metody mag oraz mig zależą zarówno od warunków spawania, jak i parametrów elektrycznych układu źródło zasilania – łuk. w artykule przedstawiono wyniki badań stabilności układu łuk – urządzenie zasilające prowadzonych w warunkach kontrolowanych, sztucznie wywoływanych zakłóceń procesu spawania, podobnych do tych, jakie mogą wystąpić w rzeczywistych warunkach spawania. w badaniach wykorzystano zaawansowane rejestracje obrazu sposobów przechodzenia metalu w przestrzeni łukowej z końca topiącego się drutu elektrodowego do jeziorka ciekłego metalu, filmowanego szybkorejestrującą kamerą, zsynchronizowane z przebiegami prądu i napięcia w obwodzie spawania. przedstawiono również najważniejsze założenia techniczne tej metody rejestracji oraz wstępne analizy otrzymanych wyników badań. abstract the physical phenomena taking place in the arc column during various processes of mag and mig welding depend on both the welding conditions and the electrical parameters of power source – arc system. this paper presents some results of the experimental studies on the stability of power source – arc system under controlled, artificially simulated disturbances of a welding process, similar to such, that might have occurred under real welding conditions. an advanced method of registration of such data as the pictures of the metal transfer modes across the arc column with the use of high-speed camera synchronized with the current and voltage waveforms in the welding circuit has been applied during the course of experiments. basic technical details of the advanced method of data acquisition as well as the analysis of obtained results are also presented. dr inż. paweł cegielski, mgr inż. krzysztof skrzyniecki, dr hab. inż. andrzej kolasa prof. pw, dr inż. paweł kołodziejczak – politechnika warszawska. wstęp zależności pomiędzy zjawiskami zachodzącymi w łuku spawalniczym a parametrami elektrycznymi układu łuk – spawalnicze źródło energii elektrycznej, szczególnie przy zastosowaniu nowoczesnych odmian metody mag i stosowanych do ich realizacji urządzeń, nie są dotychczas dokładnie poznane. w określonych warunkach spawania wyznaczonych rodzajem spawanego metalu, rodzajem gazu osłonowego, średnicą i rodzajem drutu elektrody oraz długością łuku zjawiska zachodzące w przestrzeni łukowej zależą przede wszystkim od właściwości statycznych i dynamicznych stosowanych urządzeń zasilających. tradycyjne metody badawcze oparte na zewnętrznych charakterystykach statycznych, wyznaczeniu współczynnika carrera [1], czy ocenie 19przegląd spawalnictwa 4/2013 charakterystyk dynamicznych [4], zastosowane do urządzeń o nowoczesnych konstrukcjach, wykazują zazwyczaj ich dobre właściwości spawalnicze [9, 10]. niestety, nie zawsze znajduje to potwierdzenie zarówno w przebiegu procesu spawania, jak i jakości wykonywanej spoiny. przyczyna tkwi zapewne w złożoności konstrukcji nowoczesnych urządzeń, których charakterystyki statyczne i parametry dynamiczne mogą być dowolnie definiowane, wskutek czego częstotliwość i sposób przechodzenia kropli ciekłego metalu w przestrzeni łukowej są sterowane przez nadrzędne programy sterujące. trudności w identyfikacji zależności pomiędzy parametrami elektrycznymi obwodu spawania a zjawiskami zachodzącymi w łuku i stabilnym przebiegiem procesu spawania wynikają również z niedoskonałości stosowanych metod badawczych. celowe wydaje się opracowanie nowych metod badawczych i kryteriów oceny zarówno stabilności procesu spawania, jak i właściwości stosowanych urządzeń zasilających łuk. prace nad doskonaleniem tego rodzaju metod badawczych prowadzone są od wielu lat w zakładzie inżynierii spajania politechniki warszawskiej, gdzie w celu stworzenia odpowiedniej bazy pomiarowej został opracowany i zastosowany w badaniach innowacyjny, komputerowy system do badań statycznych i dynamicznych spawalniczych źródeł energii elektrycznej [2, 3, 6÷8]. badania prowadzone z wykorzystaniem tej aparatury pokazały jednak, że odpowiednio mierzone charakterystyki statyczne nadal mogą być cennym źródłem informacji o właściwościach spawalniczych źródeł energii. dotyczy to zarówno źródeł konwencjonalnych, jak i nowoczesnych urządzeń inwertorowych. uzyskanie dobrych wyników badań z użyciem dowolnego typu zasilacza spawalniczego okazało się możliwe dzięki koncepcji zautomatyzowanego, bardzo szybkiego i precyzyjnego pomiaru wartości parametrów elektrycznych w warunkach sterowanego obciążenia rezystancyjnego [6]. przedstawione badania stabilności układu łuk – urządzenie zasilające prowadzone w warunkach kontrolowanych, sztucznie wywoływanych zakłóceń przebiegu procesu spawania miały na celu określenie zależności pomiędzy występującym zakłóceniem a dynamicznymi zmianami parametrów elektrycznych w obwodzie spawania. próbom towarzyszyły nowoczesne rejestracje sposobów przechodzenia metalu w przestrzeni łukowej z końca topiącej się elektrody do jeziorka metalu filmowanego szybkorejestrującą kamerą, zsynchronizowane z przebiegami prądu spawania i napięcia łuku. omówiono najważniejsze założenia techniczne innowacyjnej formy rejestracji oraz wstępne analizy otrzymanych wyników badań. przedstawione w artykule wyniki prac badawczych i konstrukcyjnych otrzymano podczas realizacji pracy naukowej finansowanej ze środków budżetowych na naukę w latach 2010÷2013 jako projekt badawczy [5]. program i zakres badań program badań zakładał wykonanie szeregu napoin w warunkach kontrolowanych, sztucznie wywoływanych zakłóceń przebiegu procesu z równoczesną rejestracją prądu spawania, napięcia łuku oraz obrazu przestrzeni łukowej z wykorzystaniem kamery. wykonano dwie serie rejestracji: – badania porównawcze podczas napawania różnymi odmianami metody mag z wykorzystaniem czterech różnych trybów zasilania łuku dostępnych w sterowanych cyfrowo źródłach inwertorowych (zachowano oryginalne oznaczenia przyjęte dla badanych źródeł): mag puls (spawanie prądem pulsującym o sterowanych synergicznie przez źródło parametrach), cmt (cold metal transfer, odmiana niskoenergetyczna mag z pulsacją posuwu drutu elektrodowego), syn (spawanie łukiem niesterowanym, jednak z synergicznym sterowaniem parametrów wyjściowych źródła zasilania) i man (spawanie łukiem niesterowanym z ręcznym nastawianiem parametrów roboczych źródła zasilania). – badania porównawcze podczas napawania z wykorzystaniem trzech urządzeń zasilających łuk bez sterowania jego parametrami: jednego pracującego w trybie man z poprzedniej serii oraz dwóch innych urządzeń zasilających z ręcznym nastawianiem parametrów roboczych i o porównywalnej mocy, tj. prostownika diodowego i źródła inwertorowego. napoiny długości ok. 60 mm układano na metalicznie czystych próbkach ze stali konstrukcyjnej s235 o wymiarach 100 x 100 mm i grubości 3 mm. w celu dobrania optymalnych warunków napawania skorzystano, we wstępnej fazie badań, z funkcji automatycznego doboru parametrów dostępnych w urządzeniach cyfrowych serii tps firmy fronius. jest to uzasadnione z uwagi na wysoką skuteczność i powtarzalność nastaw tego typu źródeł, a także brak w dostępnych źródłach literaturowych parametrów dla takich metod jak mag puls czy cmt. dla wybranej odmiany spawania mag, składu mieszanki gazowej (w badaniach zastosowano mieszankę 82% ar + 18% co2), rodzaju materiału łączonego oraz średnicy i rodzaju drutu elektrodowego (wykorzystano drut elektrodowy ok autrod 12.51 firmy esab o średnicy 1 mm) pozostałe parametry, takie jak natężenie prądu, napięcie łuku czy prędkość podawania drutu sterownik synergiczny urządzenia dobiera automatycznie. przydatną w praktyce cechą źródeł serii tps jest możliwość dobierania parametrów spawania złączy doczołowych ze spoinami czołowymi na podstawie grubości łączonych elementów. ponieważ próby obejmowały napawanie, parametry dobrano jak dla spoin czołowych, tj. w sposób gwarantujący uzyskanie, dla danej grubości blach, prawidłowej spoiny z pełnym przetopem. 20 przegląd spawalnictwa 4/2013 w przypadku urządzeń bez sterowników komputerowych (druga seria badań) zastosowano, jako punkt wyjścia, parametry ustalone dla trybu syn źródeł synergicznych. nastawianymi parametrami było napięcie łuku i prędkość podawania drutu elektrodowego (weryfikowana na podstawie odczytu prędkości z tachometru pomiarowego przyłożonego do wysuwającego się odcinka drutu). w celach porównawczych założono jednakowe warunki procesu dla wszystkich badanych urządzeń i odmian metody mag. nie było to jednak w pełni możliwe. pomijając różnice konstrukcyjne pomiędzy badanymi urządzeniami, różne procedury sterowania dla odmian synergicznych dają różne wartości nastaw parametrów dla poszczególnych odmian metody mag. w celu jak największego ujednolicenia warunków procesu postanowiono zachować na niezmienionym poziomie dwa parametry – prędkość podawania drutu elektrodowego (vdr) oraz prędkość napawania (vsp). wstępnie przyjęte warunki napawania zestawiono w tablicy i. dla obu serii badań w pierwszej kolejności wykonywano próby wzorcowe, bez zakłóceń procesu napawania. w kolejnych próbach proces napawania prowadzono w warunkach kontrolowanych, planowanych zakłóceń, do których należały: – przejście łuku z metalicznie czystej powierzchni na powierzchnię silnie skorodowaną – w połowie próbki znajdował się obszar silnie skorodowany w wyniku długotrwałego oddziaływania kwasu. – przejście łuku z metalicznie czystej powierzchni na powierzchnię zanieczyszczoną olejem – w połowie próbki znajdował się obszar pokryty olejem mineralnym. – zanik gazu osłonowego – w połowie napawania odcinano dopływ gazu osłonowego. – skokowe skrócenie wolnego wylotu drutu elektrodowego – w połowie próbki znajdowała się nakładka powodująca skokowe skrócenie wolnego wylotu drutu; wysokość progu zmieniano w zakresie 3÷6 mm. – płynne skracanie wolnego wylotu drutu elektrodowego – próbkę pochylano, podnosząc jedną z krawędzi w zakresie 0÷8 mm, przy niezmienionym położeniu uchwytu elektrodowego. – skokowa zmiana prędkości napawania – po wykonaniu ok. 1/3 długości napoiny skokowo przyspieszano prędkość napawania od wartości nominalnej 7,5 m/s do 17,5 mm/s, a następnie po wykonaniu ok. 2/3 napoiny ponownie zmniejszano skokowo prędkość do wartości początkowej, zachowując podczas całej próby ciągłe jarzenie łuku. – przepalenie napawanej blachy – zmniejszano grubość napawanej próbki przez nawiercenie otworów wiertłem stożkowym o średnicy 14 mm i kącie rozwarcia 60o do głębokości równej ok. połowy jej grubości od strony przeciwnej do napawanej powierzchni. system pomiarowy w dążeniu do zachowania możliwie największej obiektywności i powtarzalności wyników, system pomiarowy skonfigurowano na bazie spawalniczego stanowiska zrobotyzowanego oraz specjalnie w tym celu zbudowanego komputerowego urządzenia pomiarowego [2, 3]. w skład systemu weszły następujące elementy: – robot przemysłowy irp-6 ze zmodernizowanym układem sterowania, – pozycjoner spawalniczy (zewnętrzna oś robota) z oprzyrządowaniem montażowym, – zestaw interfejsów do sterowania spawalniczymi źródłami energii, – badane źródła zasilające mag (według założonego programu badań), – komputerowe urządzenie pomiarowe z możliwością rejestrowania i przetwarzania w środowisku labview, – monochromatyczna, szybkorejestrująca kamera vision research, model phantom v310, o rozdzielczości 1280x800 pikseli, maksymalnej liczbie rejestrowanych klatek 500 000 i minimalnym czasie otwarcia migawki 1 µs z obiektywem makro nikkor 200 mm, ø 2,8, tablica i. przykładowe parametry napawania (źródła cyfrowe ze sterowaniem synergicznym) table i. example of bead-on-plate welding parameters for synergic digital controlled power sources nastawy stałe źródła grubość materiału, mm 3,0 materiał i gaz osłonowy stal, ar + co2 średnica drutu elektrodowego, mm 1,0 nastawy stałe robota prędkość napawania vsp, mm/s 7,5 parametry regulowane spawalniczego źródła energii nr próby uwagi odmiana metody mag wartość nastawiona odczyt po spawaniu vdr, m/min u, v i, a vdr, m / min u, v i, a cmt 4,6 11,1 110 5,0 13,6 110 1 magpuls 20,2 94 4,6 18,2 100 2 syn 16,5 137 4,6 16,9 122 3 man 16,5 4,6 26,0 104 4 21przegląd spawalnictwa 4/2013 – reflektor hedler hf65 o mocy 650 w, z zamontowaną soczewką fresnela, – szklany filtr zaciemniający (szary). ze względu na możliwości sterowania różnymi spawalniczymi źródłami zasilającymi, w tym pozbawionymi jakichkolwiek systemów interfejsowych, zastosowano dwa sposoby ich połączenia z układem sterowania robota: za pośrednictwem interfejsu cyfrowego rob 3000 (fronius) lub styków przekaźnika elektromagnetycznego wyzwalanego standardowym wyjściem jednobitowym robota. filmowanie szybką kamerą procesu spawania łukowego z wyodrębnieniem obrazu przechodzenia kropli ciekłego metalu do jeziorka stawia szczególne wymagania. konieczność rejestracji ogromnej liczby klatek, a więc bardzo krótki czas ekspozycji, w istotny sposób ogranicza ilość światła wpadającego przez obiektyw na przetwornik. konieczne staje się zastosowanie dodatkowego źródła silnego światła, ustawianego w osi kamery tuż za jarzącym się łukiem i prześwietlającego jego obszar (tzw. oświetlenie tylne, rys. 1). z kolei tak wysoka emisja promieniowania świetlnego łuku, potęgowana dodatkowym oświetleniem, wymusza zastosowanie filtra optycznego, chroniącego obiektyw i przetwornik rejestrujący obraz. podczas rejestracji obrazu jarzącego się łuku najczęściej stosowany jest układ nieruchomej elektrody i przemieszczającego się materiału spawanego. ułatwia to oświetlenie obrazu oraz kontrolę jego ostrości. nie jest widoczny całościowy obraz układanej spoiny czy napoiny. w opisywanych badaniach zastosowano znacznie trudniejszy, odwrotny układ – nieruchomy element napawany i ruchomą elektrodę przemieszczaną z wykorzystaniem robota przemysłowego. oś obserwacji zorientowano prostopadle do osi napoiny, a obserwowany fragment o szerokości ok. 80 mm obejmował całość strefy napawania, dając w każdym punkcie ostry i wyraźny obraz (rys. 2). dzięki temu możliwa była, na każdej zarejestrowanej klatce, kompleksowa ocena formowania i krzepnięcia metalu napoiny oraz jarzącego się łuku. ze względu na konieczność rejestracji obrazu obejmującego znaczny obszar (dużą część napoiny oraz część uchwytu elektrodowego wraz z końcówką elektrody) podczas próby spawania trwającej średnio ok. 10 s rejestrowany obszar ograniczono do prostokąta o wymiarach ok. 70 x 40 mm oraz zmniejszono liczbę rejestrowanych klatek do 10 000 (1 000 klatek na sekundę) przy rozdzielczości 1280 x 400 pikseli. w rezultacie każdorazowo otrzymywano surowy plik o objętości ok. 8 gb, całkowicie zapełniający pamięć kamery. rejestrację obrazu zsynchronizowano z komputerową rejestracją parametrów prądowo-napięciowych obwodu spawania. wykorzystano w tym celu jednobitowy sygnał synchronizujący, podawany z kamery do komputera rejestrującego. ponieważ sygnał ten potwierdzał wykonanie każdej klatki, możliwe stało się rejestrowanie trzeciego kanału-sygnałów wyzwalania migawki (rys. 3). pozwoliło to na wyodrębnienie i oznaczenie wszystkich klatek, a następnie ich wyświetlanie, np. podczas przeszukiwania kursorem zarejestrowanego przebiegu prądowo–napięciowego. powiększony, pojedynczy impuls prądowy można opatrzyć klatkami filmu obrazującymi fazy jarzenia się łuku odpowiadające poszczególnym momentom trwania impulsu, przejścia kropli ciekłego metalu do jeziorka i tworzenia samej napoiny (rys. 4). na potrzeby dalszych, szczegółowych analiz zarejestrowanych sygnałów elektrycznych w korelacji z obrazem oraz wybranymi właściwościami uzyskanych napoin przeprowadzono także pomiary geometryczne napoin za pomocą skanera laserowego 3d scanner hd nextengine. rys. 1. stanowisko eksperymentalne z kamerą do szybkiego filmowania fig. 1. experimental set-up with high-speed camera rys. 2. przykładowy obraz, zarejestrowany w poszczególnych fazach napawania fig. 2. example of the arc image registered in different phases of welding process 22 przegląd spawalnictwa 4/2013 rys. 3. przykład zarejestrowanego przebiegu z dodatkowym kanałem wyzwalania migawki fig. 3. example of welding current and voltage waveforms with supplementary camera shutter channel rys. 4. powiększony, pojedynczy impuls zarejestrowanego przebiegu prądowo-napięciowego z klatkami filmu obrazującymi poszczególne fazy jarzenia się łuku fig. 4. welding pulse current and voltage waveforms with corresponding images of arc column 23przegląd spawalnictwa 4/2013 wstępne wyniki badań zarejestrowane wielkości elektryczne, tj. dynamiczne zmiany wartości prądu i napięcia to w rzeczywistości obszerne zbiory liczb, a typowe przebiegi czasowe są jedynie jedną z najpopularniejszych form ich prezentacji (rys. 3, 4). podobnie, wykonane za pomocą skanera laserowego pomiary geometrii napoin mają postać zbiorów punktów pomiarowych, opisujących w sposób ciągły zarys napoiny na całej jej długości. dzięki temu możliwe staje się wykonanie różnych konwersji i przekształceń, przede wszystkim w odniesieniu do przebiegów prądowo-napięciowych, zmierzających do odnalezienia kryteriów różnicujących je, potwierdzających wystąpienie określonego zakłócenia w przebiegu napawania (spawania) i mogących spowodować przy tej okazji wady czy niezgodności. ustalenie takich zależności mogłoby znaleźć zastosowanie w procesie monitoringu on-line jakości wykonywanej spoiny czy napoiny oraz identyfikacji lokalizacji i rodzaju powstałej niezgodności. możliwe jest w tym celu podjęcie następującego trybu postępowania: – odseparowanie składowych przebiegu prądu spawania w fazie zwarcia (jeśli nastąpiło) i jarzenia się łuku, – odseparowanie składowych napięcia łuku w fazie zwarcia (jeśli nastąpiło) i jarzenia się łuku, – wyznaczenie mocy dynamicznej w obwodzie spawania, z wyodrębnieniem składowych w stanie zwarcia (jeśli nastąpiło) i jarzenia się łuku; obliczenie na podstawie wartości chwilowych zarejestrowanego prądu spawania i napięcia łuku, – wyznaczenie rezystancji dynamicznej w obwodzie spawania, z wyodrębnieniem składowych w stanie zwarcia (jeśli nastąpiło) i jarzenia się łuku; obliczenie na podstawie wartości chwilowych zarejestrowanego prądu spawania i napięcia łuku. wyniki wymienionych przekształceń pokazano na rysunkach 5÷8. wskazują one m.in. na możliwość identyfikowania, na drodze analizy parametrów prądowo-napięciowych spawania (napawania), zakłóceń w przebiegu procesu i mogących powstać przy tej okazji wad (niezgodności). już pobieżna analiza wstępnie przetworzonych wyników (zaprezentowano tylko niewielką ich część) potwierdza wyraźne różnice pomiędzy poszczególnymi odmianami spawania (napawania) metodą mag a stosowanymi do ich realizacji urządzeniami. odmiana niskoenergetyczna cmt wykazała bardzo wysoką stabilność i skuteczność procedur regulacji, maskując niektóre zakłócenia (np. płynna zmiana długości wolnego wylotu elektrody – rys. 5), a inne uwypuklając (np. skokowa zmiana długości wolnego wylotu elektrody – rys. 6). w pozostałych przypadkach, tj. dla innych odmian metody mag oraz źródeł zasilania bez sterowania synergicznego, obserwowano mniejszą stabilność, a zarejestrowane i wstępnie przetworzone przebiegi już nie tak czytelnie wskazywały miejsce wystąpienia założonych zakłóceń. jednym z wyjątków były próby z kontrolowanym zanikiem gazu osłonowego oraz z symulacją przetopienia, podczas których, niezależnie od odmiany metody mag oraz konstrukcji stosowanego źródła zasilania, uzyskiwano bardzo czytelne wskazanie miejsc wystąpienia zakłócenia, widoczne w postaci zaburzeń rejestrowanych i przetworzonych sygnałów (rys. 7÷8). szczegółowe rozpoznawanie badanych nieprawidłowości, mogących pociągać za sobą powstawanie wad i niezgodności spawalniczych, wymagać będzie opracowania katalogu wskaźników identyfikacyjnych. w tym celu konieczne jest prowadzenie dalszych, bardziej szczegółowych konwersji i analiz rejestrowanych wielkości. przykładowe wyniki tego rodzaju obróbki zarejestrowanych danych, w odniesieniu do próby z zaplanowanym zakłóceniem w postaci płynnej zmiany wolnego wylotu drutu elektrodowego, uzyskane dla inwertorowego źródła spawalniczego ze sterowaniem synergicznym i odmiany cmt, przedstawiono na rysunku 9. w odniesieniu do wstępnych przekształceń zarejestrowanych danych przedstawionych na rysunku 5 (dla tej samej próby), przebiegi prądu spawania i napięcia łuku filtrowano według nowej, autorskiej koncepcji, a każdy z przebiegów porównywano z wynikami próby wzorcowej. wykresy oznaczone na rysunku 9 jako rms przedstawiają zarejestrowane przebiegi czasowe prądu spawania i napięcia łuku, pozbawione szumów i wyrażone w postaci wartości skutecznych. pozostałe przebiegi (min, mid i max) są wynikiem zastosowanych konwersji. przedstawiają wartości skuteczne odseparowane na podstawie analizy wartości chwilowych rezystancji dynamicznej, z progami odcięcia wyrażającymi odrębne fazy jarzenia się łuku. dopiero ten sposób filtracji danych pozwolił na wykazanie, na drodze analizy sygnałów pomiarowych, wielu wcześniej niewidocznych anomalii w stabilnym przebiegu spawania. przykładowo, dla próby z założonym zakłóceniem w postaci płynnej zmiany wolnego wylotu drutu elektrodowego wcześniej filtrowane przebiegi (rys. 5) nie wykazywały żadnych odchyleń, jednak przy nowym podejściu zakłócenia ujawniły się bardzo wyraźnie (rys. 9). dotyczy to przede wszystkim odchyleń od wartości wzorcowych niektórych składowych napięcia łuku. dla pozostałych zakłóceń, symulowanych podczas prób spawania odmianą cmt widać, że odchylenia od wzorca (próba bez zakłóceń) mają za każdym razem inny charakter, możliwy do wskazania na podstawie różnych grup spośród wyodrębnionych przebiegów min, mid i max. w przypadku pozostałych odmian metody mag i stosowanych do ich realizacji urządzeń zasilających wyodrębnienie poszczególnych faz cyklu jarzenia się łuku przebiega analogicznie do wcześniej opisanych, przyjmując za podstawę progowanie rezystancji dynamicznej. identyfikacja wielkości charakterystycznych prądu i napięcia dla tak wyznaczonych faz odbywa się jednak według odrębnych algorytmów, z uwzględnieniem specyfiki każdej z odmian spawania. ich wyniki prezentowane będą w kolejnych publikacjach. 24 przegląd spawalnictwa 4/2013 rys. 5. próba z wywołanym zakłóceniem w postaci płynnej zmiany wolnego wylotu drutu dla źródła spawalniczego inwertorowego ze sterowaniem synergicznym i odmiany cmt. od góry: prąd spawania, napięcie łuku, moc dynamiczna, rezystancja dynamiczna fig. 5. an experiment with the continuous change of electrode wire stick out and synergic digital controlled power source for cmt welding. from the top: the bead view, the welding current, voltage, power and dynamical resistance waveforms. rys. 6. próba z wywołanym zakłóceniem w postaci skokowej zmiany wolnego wysuwu drutu dla źródła spawalniczego inwertorowego ze sterowaniem synergicznym i odmiany cmt. od góry: prąd spawania, napięcie łuku, moc dynamiczna, rezystancja dynamiczna fig. 6. an experiment with the step change of electrode wire stick out and synergic digital controlled power source for cmt welding. from the top: the bead view, the welding current, voltage, power and dynamical resistance waveforms 25przegląd spawalnictwa 4/2013 rys. 8. próba z wywołanym zakłóceniem w postaci przepalenia dla prostownika diodowego. od góry: prąd spawania, napięcie łuku, moc dynamiczna, rezystancja dynamiczna fig. 8. an experiment with the base metal burn thru and diode rectifier power source. from the top: the bead view, the welding current, voltage, power and dynamical resistance waveforms rys. 7. próba z wywołanym zakłóceniem w postaci zaniku gazu osłonowego dla źródła spawalniczego inwertorowego ze sterowaniem synergicznym i odmiany puls. od góry: prąd spawania, napięcie łuku, moc dynamiczna, rezystancja dynamiczna fig. 7. an experiment with the shielding gas cut off and synergic digital controlled power source for pulse welding. from the top: the bead view, the welding current, voltage, power and dynamical resistance waveforms 26 przegląd spawalnictwa 4/2013 rys. 9. próba z wywołanym zakłóceniem w postaci płynnej zmiany wolnego wylotu drutu dla źródła spawalniczego inwertorowego ze sterowaniem synergicznym i odmiany cmt. widok rzeczywisty napoiny z profilem uzyskanym ze skanera pomiarowego fig. 9. an experiment with continuously change of electrode wire stick out and synergic digital controlled power source for cmt welding. from the top: the bead view, the beat profile components of current (left) and voltage (right) waveforms podsumowanie podczas realizacji opisanych badań oraz analizy ich wyników potwierdzono wysoką przydatność opracowanego i wykonanego w zis pw układu pomiarowego z aplikacją pomiarowo-rejestrującą w środowisku labview do badań statycznych i dynamicznych systemów łuk – urządzenia zasilające, jak również jego dobre współdziałanie z aparaturą do szybkiego filmowania przestrzeni łukowej. na szczególną uwagę zasługuje zrealizowana podczas prowadzonych badań pełna synchronizacja rejestracji wielkości elektrycznych z zapisem obrazów strefy łuku, umożliwiająca precyzyjną identyfikację i przyporządkowanie każdej klatki filmu określonemu momentowi zarejestrowanego przebiegu prądu spawania i napięcia łuku. prowadzone badania wybranych aspektów jakości spoin lub napoin wykonywanych różnymi odmianami metody mag, stanowiące pierwszy etap zaplanowanego programu badawczego, potwierdziły korelacje pomiędzy zakłóceniem procesu spawania mogącym być przyczyną niezgodności w wykonywanej spoinie lub napoinie a dynamicznymi zmianami prądu spawania i napięcia łuku. wymaga to jednak bardziej zaawansowanych niż stosowane dotychczas metod rejestracji tych wielkości, a następnie odpowiedniej obróbki zarejestrowanych przebiegów. ustalenie takich zależności pomiędzy zakłóceniem procesu spawania a odpowiadającym mu sygnałem elektrycznym mogłoby znaleźć zastosowanie w procesie monitoringu on-line jakości wykonywanej 27przegląd spawalnictwa 4/2013 spoiny czy napoiny oraz identyfikacji lokalizacji i rodzaju powstałej niezgodności. należy podkreślić, że zarówno rodzaj zakłócenia, jak i konkretna odmiana metody mag wymaga zróżnicowanego podejścia do takiego sposobu identyfikacji niezgodności. wyniki przedstawionych w niniejszym artykule analiz, które z uwagi na znaczną liczbę zgromadzonych danych nadal są prowadzone, potwierdzają możliwość takiej identyfikacji. poszerzy to wiedzę na temat kryteriów i wskaźników oceny stabilności procesu spawania, w tym możliwości identyfikacji wad na podstawie mierzonych w czasie rzeczywistym parametrów prądowo–napięciowych w układzie łuk – spawalnicze źródło energii elektrycznej. literatura [1] carrer a.: dynamic behavior of dc arc welding generators for arc welding. iiw doc. 11-31-58. [2] cegielski p., kolasa a., skrzyniecki k., kołodziejczak p.: komputerowy system do badań właściwości statycznych i dynamicznych źródeł energii elektrycznej do spawania łukowego. przegląd spawalnictwa 1/2012, s. 3-9. [3] cegielski p., kolasa a.: komputerowy system do badań właściwości statycznych i dynamicznych spawalniczych źródeł energii elektrycznej. prace naukowe politechniki warszawskiej, mechanika, z. 215, warszawa 2006, s. 135-149. [4] kolasa a.: właściwości dynamiczne źródeł energii elektrycznej do spawania łukowego oraz kryteria ich oceny. prace naukowe politechniki warszawskiej, mechanika, z. 135, warszawa 1990. [5] projekt badawczy własny ministra nauki i szkolnictwa wyższego nr n n503 206339 pt. badanie zależności pomiędzy zjawiskami zachodzącymi w łuku spawalniczym w różnych odmianach metody mag a parametrami elektrycznymi układu łuk – urządzenie spawalnicze. kierownik: prof. nzw. dr hab. inż. andrzej kolasa. [6] skrzyniecki k., cegielski p., kolasa a., kołodziejczak p.: charakterystyki statyczne nowoczesnych urządzeń do spawania łukowego. przegląd spawalnictwa 1/2013. [7] skrzyniecki k., kolasa a., cegielski p.: badanie charakterystyk statycznych i dynamicznych układu źródło zasilania – łuk. przegląd spawalnictwa 6/2011, s. 33-36. [8] skrzyniecki k., krajewski a., cegielski p., hudycz m., kolasa a.: zastosowanie wirtualnych przyrządów pomiarowych do badania urządzeń i procesów spawalniczych. prace naukowe politechniki warszawskiej, mechanika, z. 229, warszawa 2009, s. 115-124. [9] węglowski m., kolasa a., cegielski p.: badania właściwości technologicznych spawalniczych zasilaczy inwertorowych. przegląd spawalnictwa 9-10/2006, s. 52-55. [10] węglowski m., kolasa a., cegielski p.: ocena stabilności procesu ręcznego spawania łukowego elektrodami otulonymi. przegląd spawalnictwa 1/2006, s. 4-8. 201106 48 przegląd spawalnictwa 6/2011 jarosław.grześ warstwy pośrednie nakładane metodą tamponową intermediate layers deposited  by the brush plating method  dr inż. jarosław grześ –.politechnika.warszawska. streszczenie w.artykule.przedstawiono.wyniki.badań.warstw.pośrednich.nakładanych.metodą.tamponową. przedmiotem.badań.były.warstwy.metalowe.(cu,.ni).. i.warstwy.kompozytowe.(cu+al2o3,.ni+al2o3),.zastosowane.do.spajania.ceramiki.z.metalami..materiały.łączono.metodą.zgrzewania.dyfuzyjnego..przedstawiono.wyniki.badań.metalograficznych,.pomiarów.mikrotwardości.. i.wyniki.prób.ścinania.otrzymanych.złączy. abstract the. paper. presents. the. results. of. the. investigation. of. intermediate. layers. deposited. by. the. brush. plating. method..the. metal. (cu,. ni). and. composite. metal-ceramic.(cu+al2o3,.ni+al2o3).intermediate.layers.have.been. produced.in.frame.of.the.research..the.diffusion.bonding. method.was.used.to.obtain.ceramic-metal.joints.with.intermediate.layers..results.of.metallography,.microhardness. and.shearing.tests.of.ceramic-metal.joints.are.presented. wstęp jednym. z. najważniejszych. problemów. w. praktyce. spajania. ceramiki. z. metalami. jest. występowanie.. w. złączu. spajanym. znacznych. naprężeń. własnych,. wynikających. z. różnic. właściwości. fizycznych. i. mechanicznych.łączonych.materiałów..na.poziom.generowanych.naprężeń.istotny.wpływ.ma.różnica.między. współczynnikami. rozszerzalności. cieplnej. ceramiki. i.metalu.oraz.moduł.sprężystości.podłużnej. i.granica. plastyczności.metalu.. w. celu. zmniejszenia. poziomu. generowanych.. w.złączu.naprężeń.stosuje.się.rozwiązania.konstrukcyjne. (najczęściej. polegające. na. zmianie. kształtu.. i. wymiarów. elementów. złącza). oraz. technologiczne. (m.in.. zastosowanie. warstw. lub. przekładek. kompensacyjnych). [1].. kompensacyjne. warstwy. pośrednie. lub.przekładki.mogą.być.wykonane.z.materiałów.. o.wysokiej.plastyczności.(np..miedzi). lub.materiałów,. dla. których. wartość. współczynnika. rozszerzalności. cieplnej.jest.pośrednia.w.stosunku.do.wartości.charakteryzującej. łączone.materiały..zastosowanie.znajdują. również.materiały.z.gradientem.właściwości.. warstwy. pośrednie. są. wytwarzane. kilkoma. metodami.. do. najbardziej. rozpowszechnionych. należy. metoda. metalizacji. proszkowej.. stosuje. się. również. chemiczne. lub. galwaniczne. metody. nakładania. warstw. pośrednich.. metoda. tamponowa. (ang.. brush plating, selective plating, spot plating, swab plating). jest.jedną.z.odmian.galwanicznego.nakładania.warstw.. i. powłok.. w. metodzie. tej. elektrolit. jest. przenoszony. na. powierzchnię. elementu. pokrywanego. za. pomocą. tamponu,. który. jest. nasunięty. na. elektrodę. połączoną. z. dodatnim. biegunem. źródła. prądu.. element. pokrywany.połączony. jest.z.ujemnym.biegunem.źródła. prądu..źródło.prądu.stanowi.prostownik.o.określonych. parametrach. prądowo-napięciowych.. w. porównaniu.. z.typowym.procesem.nakładania.galwanicznego.metoda.tamponowa.ma.następujące.zalety: –. krótszy.czas.nakładania.powłoki.(ok.10÷20.razy), –. niższy.koszt.procesu.(ze.względu.na.znaczną.materiało-.i.energooszczędność), –. łatwość.obsługi.stosowanych.urządzeń.i.ich.mobilność, –. możliwość.jest.nakładania.warstw.zarówno.na.podłoża.metaliczne,.i.niemetaliczne.(po.uprzednim.wytworzeniu.warstwy.przewodzącej.dowolną.metodą). stosowane. w. metodzie. tamponowej. elektrolity. umożliwiają. nakładanie. warstw. (powłok). charakteryzujących. się. takimi. właściwościami,. jak:. wysoka. odporność.na.zużycie.i.korozję,.wysoka.twardość,.dobra.. 49przegląd spawalnictwa 6/2011 zwilżalność.powierzchni..stwarzają.również.duże.możliwości.w.zakresie.budowy.warstw..w.tablicy.i.przedstawiono.wybrane.elektrolity.produkcji.chińskiej,.mogące. mieć.zastosowanie.do.nakładania.warstw.pośrednich. w.artykule.przedstawiono.wyniki.badań.nad.zastosowaniem.metody.tamponowej.do.nakładania.warstw. pośrednich,. będące. wynikiem. prac. badawczych. prowadzonych.w.zakładzie.inżynierii.spajania.politechniki. warszawskiej.i.poświęconych.procesom.łączenia.ceramiki.z.metalami. metalowe warstwy pośrednie w.ramach.prób.spajania.ceramiki.z.metalami.z.wykorzystaniem.metalowych.warstw.pośrednich.nakładanych.metodą.tamponową.wykonano.dwa.rodzaje.złączy.ceramika-metal.. pierwsze.z.nich.to.ceramika.tlenkowa.al2o3.zgrzewana.dyfuzyjnie.z.folią.miedzianą.o.grubości.0,1.mm.. zastosowano. warstwy. pośrednie. cu. o. grubości.. 10.i.30.μm,.nałożone.na.powierzchnię.ceramiki.al2o3.. przed. nałożeniem. warstwy. pośredniej. powierzchnię. ceramiki.oczyszczono.i.odtłuszczono..następnie.nałożono.chemicznie.cienką.warstwę.przewodzącą.miedzi. drugi. rodzaj.badanych.złączy.stanowiła.ceramika. azotkowa. si3n4. zgrzewana. dyfuzyjnie. ze. stalą. st3s.. zastosowano.warstwę.pośrednią.ni.o.grubości.40.μm,. nałożoną. na. powierzchnię. stali. st3s.. przed. nałożeniem.warstwy.pośredniej.powierzchnię.stali.przygotowano,.stosując.standardową.procedurę.przewidzianą. w. metodzie. tamponowej. (czyszczenie. elektrolityczne. za. pomocą. elektrolitu. electroclean-1. i. aktywowanie. za. pomocą. elektrolitu.activator-2).. następnie. w. celu. zwiększenia. przyczepności. warstwy. pośredniej. nałożono.warstwę.podkładową.ni.z.elektrolitu.nickel.special.o.grubości.ok..1.μm. metalowe. warstwy. pośrednie. cu. i. ni. nakładano,. stosując.parametry.podane.w.tablicy.ii. próby. zgrzewania. dyfuzyjnego. przeprowadzono,. stosując. różne. czasy. oraz. temperatury. zgrzewania.. pozytywne.wyniki.otrzymano.dla.parametrów.zgrzewania.zamieszczonych.w.tablicy.iii..w.przypadku.al2o3. zgrzewanego.dyfuzyjnie.z.folią.miedzianą.z.wykorzystaniem.warstwy.pośredniej.cu.o.grubości.10.μm.nie. otrzymano.trwałego.połączenia. dla. otrzymanych. złączy. przeprowadzono. badania. metalograficzne,. rozkładów. liniowych. i. powierzchniowych. pierwiastków. oraz. pomiary. mikrotwardości.. na. podstawie.badań.metalograficznych.złączy.cu-cu-al2o3 .stwierdzono.znacznie.rozdrobnioną.strukturę.warstwy. pośredniej.cu.(rys..1a)..na.granicy.jej.połączenia.z.folią.miedzianą.zaobserwowano.występowanie.niewielkiej. porowatości.. w. przypadku. złączy. st3s--ni-si3n4. (rys..1b).brak.jest.widocznych.wad..średnia.mikrotwardość.(hv.0,05).warstwy.pośredniej.cu.wynosiła.112,.. a.warstwy.pośredniej.ni.–.245..na.rysunku.2.przedstawiono.rozkłady.liniowe.pierwiastków. przeprowadzone.próby.wykazały.przydatność.metody. tamponowej. do. nakładania. warstw. pośrednich.. istotnym. parametrem,. obok. parametrów. zgrzewania,. tablica i..wybrane.elektrolity.i.ich.właściwości.[2] table i..selected.plating.solutions.and.their.properties.[2] nazwa.elektrolitu kj,.g/l ah/dm 2 * µm so,.µm/min qe,.dm 2/l*µm uwagi copper.alkaline.-.1 60 0,079 9,8 710,0 niskie.naprężenia.wewnętrzne,.dobra.przyczepność copper.high.build.alkaline 80 0,079 9,8 953,6 niskie.naprężenia.pozostające,.wysoka.cena nickel.high.speed 50 0,104 12,7 562,9 nickel.compact.high.speed 50 0,113 12,7 562,9 low.stress.nickel 75 0,214 2,5 1073,0 niska.porowatość.i.naprężenia.wewnętrzne cobalt 67 0,057 3,0 84,9 wysoka.cena indium 65 0,040 5-12,7 952,6 jw. cadmium.low.hydrogen. non-embritling 100 0,020 30,0 1212,0 jw. silver.solution 67,3 b.d. 12,7-25,4 1905,0 jw. iron.solution 20 0,848 0,025 320,4 tin 50 0,01 17,0 481,1 kj.–.koncentracja.jonów.metalu.w.elektrolicie,.p.–.współczynnik.zużycia.mocy,.so.–.szybkość.nakładania,.qe –.wydajność.elektrolitu. tablica ii..parametry.nakładania.warstw.pośrednich.cu.i.ni table ii. the.deposition.parameters.of.cu.and.ni.intermediate.layers warstwa pośrednia elektrolit napięcie nakładania v czas nakładania s prędkość przesuwu elektrody, m/min cu copper alkaline–1 14 300 (dla g = 10 μm) 900 (dla g = 30 μm) ok. 6 ni nickel high speed 12 1800 ok. 4 tablica iii. parametry.zgrzewania.dyfuzyjnego table iii..the.parameters.of.diffusion.bonding złącza grubość warstwy pośredniej μm temperatura zgrzewania oc czas zgrzewania s docisk wstępny/ końcowy mpa próżnia tr cu-cu-al2o3 30 970 600 1/10 2*10 -5 st3s-ni-si3n4 40 1270 3600 1/10 4*10 -6 szybkość nagrzewania 30oc/min, szybkość chłodzenia 15oc/min. 50 przegląd spawalnictwa 6/2011 rys. 1..struktura.złączy:.a).złącze.cu-cu-al2o3,.b).złącze.st3s-ni-si3n4 fig. 1. the.cross-section.of.joints:.a).cu-cu-al2o3,.b).st3s-ni-si3n4. rys. 2.. rozkłady. liniowe. pierwiastków:. a).złącze.cu-cu-al2o3,. b).złącze.st3s-ni-si3n4 fig. 2..linear.elements.distribution.in.joints:. a).cu-cu-al2o3, b).st3s-ni-si3n4 mającym.wpływ.na.powstanie.złącza.oraz.na.jego.wytrzymałość,.jest.właściwy.dobór.grubości.warstwy.pośredniej. tablica iv..parametry.nakładania.pośrednich.warstw.gradientowych table iv. the.deposition.parameters.for.intermediate.fgm.layers warstwa.pośrednia elektrolit napięcie.nakładania,.v czas.nakładania.(wariant.a/wariant.b).s cu.+.al2o3 copper.alkaline–1 podwarstwa.1 podwarstwa.2 podwarstwa.3 8 11 14 1200./.900 900./.600 600./.300 ni.+.al2o3 nickel.extreme.high.speed podwarstwa.1 podwarstwa.2 podwarstwa.3 6 10 14 1800./.900 1800./.900 1800./.900 warstwy pośrednie z gradientem składu metoda. tamponowa. umożliwia. nakładanie. warstw. kompozytowych.metalowo-ceramicznych..właściwości. warstw.(m.in..mikrotwardość,.struktura,.zawartość.fazy. ceramicznej). nakładanych. tą. metodą. zmieniają. się.. w.funkcji.napięcia.nakładania.[3]..dzięki.temu.istnieje. możliwość.nakładania.warstw.z.gradientem.właściwości.(fgm).[4]..najprostszy.sposób.wykorzystania.metody.tamponowej.do.wytworzenia.warstwy.pośredniej. w.złączu.cu-fgm-ni.został.przedstawiony.w.publikacji. [5]..w.tym.artykule.przedstawiono.wyniki.badań.złączy,. w.których.warstwę.pośrednią.stanowiły.warstwy.nanokompozytowe.fgm..otrzymane.wyniki.badań.omówiono.częściowo.w.publikacji.[6]..badania.były.realizowane.w.ramach.projektu.kbn.nr.z-kbn.k011/t08/2000. „nanomateriały.metaliczne,.ceramiczne. i.organiczne:. synteza,.budowa,.właściwości,.zastosowanie”.. badania. wykonano. na. złączach. stali. niskowęglowej. (st3s). z. al2o3.. jako. warstwy. pośrednie. zastosowano. gradientowe. warstwy. cu. +. al2o3. oraz. ni. +.al2o3. nakładane. metodą. tamponową.. nakładano.je.w.dwóch.wariantach:.na.powierzchnię.stali.(po. uprzednim.jej.przygotowaniu.wg.standardowej.procedury.obejmującej.czyszczenie.elektrolityczne,.aktywowanie.i.nałożenie.warstwy.podkładowej.ni.–.wariant.i). oraz. powierzchnię. ceramiki. (po. uprzednim. osadzeniu. chemicznym. cu. lub. ni. –. wariant. ii).. warstwę.. cu.+.al2o3.nakładano.z.elektrolitu.copper.alkaline–1,. natomiast.warstwę.ni.+.al2o3.z.elektrolitu.nickel.extreme. high. speed,. domieszkowanych. nanoproszkiem. al2o3.o.wielkości.ziarna.80.nm.w.ilości.30.g/l..zawartości.proszku.dobrano.na.podstawie.wcześniejszych.prób. własnych,.mających.na.celu.m.in..dobór.parametrów. nakładania. oraz. dobór. oprzyrządowania. (uchwytów.. i.elektrod)..w.celu.otrzymania.pośredniej.warstwy.gradientowej. nakładano. kolejno. trzy. podwarstwy,. każdą. przy.innym.napięciu.nakładania..podstawowe.parametry.nakładania.podano.w.tablicy.iv. warstwy.pośrednie.nakładano.za.pomocą.urządzenia.dsq-15,.stosując.uchwyty.elektrodowe.zdb-1(ii).. elektrolit. podczas. nakładania. był. mieszany. w. celu. utrzymania.zawiesiny.nanoproszku.w.elektrolicie.. otrzymane.warstwy.pośrednie.poddano.podstawowym.badaniom.metalograficznym,.wykonano.pomiary. mikrotwardości. oraz. określono. wielkość. krystalitów,. wykorzystując.wyniki.rentgenowskiej.analizy.fazowej.. a) b) a) b) 51przegląd spawalnictwa 6/2011 tablica v..parametry.zgrzewania.dyfuzyjnego table v. the.parameters.of.diffusion.bonding złącza temperatura.zgrzewania,.oc czas.zgrzewania,.s docisk,.mpa próżnia,.tr złącza.bezpośrednie.st3s.–.al2o3 800 900 1000 1100 1800 5 10-5 st3s.–.cu+al2o3.–.al2o3 800 900 1000 1800 5 10-5 st3s.–.ni+al2o3.–.al2o3 800 900 1000 1100 1800 5 10-5 szybkość.nagrzewania.20÷30.oc/min,.szybkość.chłodzenia.<.10oc/min. rys. 3.. przekroje. poprzeczne. złączę:.a).st3s.–.al2o3,. b).st3s.–.cu+al2o3–.al2o3,. c).st3s.-.ni+al2o3.-.al2o3 fig. 3..the. cross. section. of. joints:.a).st3s.–.al2o3,. b).st3s.–.cu+al2o3.–.al2o3,. c).st3s.–.ni+al2o3.–.al2o3 rys. 4. rozkłady. liniowe. pierwiastków.złączy:. a).st3s.–.cu+al2o3.–.al2o3,. b).st3s.–.ni+al2o3.–.al2o3 fig. 4.. linear. elements. distribution.in.joints:. a).st3s.–.cu+al2o3.–.al2o3,. b).st3s.–.ni+al2o3.–.al2o3. rys. 5. warstwa.pośrednia.w.połączeniu.żeliwo.250.–.stop.łożyskowy.ł83.(250x):.a).ni-cu,.b).ni-cu-ni fig. 5.. intermediate.layer.in.cast. iron.–.bearing.alloy.joint.(250x):. a).ni-cu,.b).ni-cu-ni badania.metalograficzne.wykazały.prawidłową.budowę.warstw,.z.tym,.że.w.przypadku.warstwy.ni.+.al2o3. stwierdzono.występowanie.niewielkich.pęknięć.na.jej. przekroju..pomiary.mikrotwardości.wykonano.na.zgładach.przekrojów.poprzecznych.badanych.warstw..mikrotwardość. (hv. 0,02). warstw. cu. +.al2o3. wynosiła:. 193÷231. (podwarstwa. 1),. 211÷282. (podwarstwa. 2),. 255÷298.(podwarstwa.3)..dla.warstw.ni+al2o3.mikrotwardość.zmieniała.się.od.485.(przy.podłożu).do.842. (przy. powierzchni. warstwy).. wielkość. krystalitów. cu.. i. ni. określono. metodą. halla.. dla. miedzi. wynosiły. 15,65÷19,41. nm,. natomiast. dla. niklu. w. granicach. 11,08÷12,95. nm.. podczas. badań. zaobserwowano. złuszczanie. się. warstw. pośrednich,. zarówno.. cu.+.al2o3,.jak.i.ni.+.al2o3,.nakładanych.na.podłożu.ceramicznym.(wariant.ii),.świadczące.o.ich.niskiej.przyczepności.do.podłoża.. zgrzewaniu. dyfuzyjnemu. poddano. walcowe. próbki.st3s.i.al2o3,.o.średnicy.10.mm.i.wysokości.5.mm.. złącza.bezpośrednie.st3s-al2o3.wykonano.w.celach. porównawczych.. po. wstępnych. próbach. zgrzewania. dyfuzyjnego.(parametry.podano.w.tablicy.v).okazało. się,.że.nie.uzyskano.poprawnych.złączy.dla.wariantu. ii..badania.kontynuowano.dla.wariantu.i.i.temperatur. wyróżnionych.w.tablicy.v. a) b) c) a) b) a) b) 52 przegląd spawalnictwa 6/2011 podsumowanie przedstawione.w.artykule.wyniki.prób. łączenia. metodą. zgrzewania. dyfuzyjnego. wybranych. materiałów. ceramicznych. (ceramika. tlenkowa. al2o3,. ceramika.azotkowa.si3n4).z.metalami.(cu(moob). i.stal.st3s).wykazały.przydatność.stosowania.metody. tamponowej. do. wytwarzania. warstw. pośrednich..warstwy.pośrednie.mogą.być.nakładane.jako. warstwy.metalowe.oraz.jako.warstwy.kompozytowe. (w.tym.z.gradientem.właściwości)..ze.względu.na. znacznie.lepszą.przyczepność.badanych.warstw.do. podłoża.metalicznego.nie.zaleca.się.ich.nakładania. na.podłoża.ceramiczne..z.badanych.warstw.pośrednich.najwyższą.wartością.wytrzymałości.na.ścinanie. charakteryzowały.się.warstwy.ni.+.al2o3.. literatura [1]. włosiński. w.:.the. joining. of. advanced. materials,. oficyna. wydawnicza.politechniki.warszawskiej,.warszawa.1999. [2]. brush.plating.solutions.instruction.manual,.china.national. machinery.import.&.export.corporation,.beijing.branch. [3]. grześ.j.:.powłoki.kompozytowe.cu+si3n4.i.ni+.si3n4.nakładane.metodą.tamponową,.kompozyty.nr.6/2003,.wydawnictwo.politechniki.częstochowskiej. w. ramach. badań. otrzymanych. złączy. wykonano. podstawowe. badania. mikroskopowe,. badania. rozkładów. liniowych. pierwiastków. oraz. próby. ścinania. złącza..na.rysunku.3.przedstawiono.przekroje.poprzeczne. złączy..zgłady.metalograficzne.zostały.wykonane.pod. kątem. 45o. do. płaszczyzny. przekroju. poprzecznego,. a.ich.powierzchnia.poddana.została.trawieniu..widoczne.są.nieciągłości.na.granicy.połączenia.st3s.–.al2o3.. na. rysunku. 4. przedstawiono. rozkłady. liniowe. wybranych.pierwiastków..widoczna.jest.dyfuzja.niklu.i.żelaza.. próby.ścinania.wykonano.dla.10.złączy.każdego.rodzaju..najwyższą.wytrzymałość.na.ścinanie.miały.złącza.. z.warstwą.pośrednią.ni.+.al2o3.(56÷70.mpa),.najniższą. złącza.bezpośrednie.st3s.–.al2o3.(12÷26.mpa)..wytrzymałość.złączy.z.warstwą.pośrednią.cu+al2o3.mieściła.się.w.granicach.39÷68.mpa. warstwy. pośrednie. nakładane. metodą. tamponową.mogą.być.stosowane.nie.tylko.przy.łączeniu. ceramiki. z. metalami.. jednym. z. przykładów. jest. zastosowanie.warstw.pośrednich.ni-cu.i.ni-cu-ni.. w.regeneracji.panewek.żeliwnych.(rys..5).. stopy.łożyskowe.o.wiele.lepiej.łączą.się.z.podłożem.np..stalowym,.niż.z.podłożem.żeliwnym..stąd. głównym. celem. zastosowania. warstwy. pośredniej. było. zwiększenie. przyczepności. stopu. łożyskowego.ł83.(wylewanego.metodą.odśrodkową).do.powierzchni.żeliwa.szarego.żl250. badania.wykazały.dobre.przyleganie.nałożonych. warstw.i.stopu.do.podłoża. [4]. grześ.j.:.możliwości.metody.tamponowej.w.zakresie.nakładania.powłok.metalowych.z.gradientem.właściwości,.prace. naukowe.–.mechanika,.z..215,.wpw,.warszawa.2006. [5]. barlak.m.,.grześ.j.:.the.functionally.gradient.materials.in. the. cooper-nickel. joints,. proceedings. of. 6th. international. scientific.conference.co-mat-tech’98,.trnava.1998. [6]. grześ. j.,. pietrzak. k.:. spajanie. materiałów. z. wykorzystaniem. nanokompozytowych. warstw. z. gradientem. składu,.. archiwum.nauki.o.materiałach,.t..25,.nr.4/2003. zesil sp. z o.o. oferuje usługi: –. lutowania. twardego. przy. użyciu. lutów. srebrnych,. mosiężnych. i.miedziano-fosforowych, –. lutowania.miękkiego.lutami.cynowymi, –. montażu. elementów. z. wykorzystaniem. technik. lutowania.. (w.tym.elementy.ciśnieniowe.i.próżniowe). zakład elementów sprężystych i lotniczych sp z o.o. ul..podskarbińska.32/34.lok..44,.03-829.warszawa tel.:.22.810.56.49,.fax.22.810.80.14, www.kompensatory-mieszkowe.pl,.info@kompensatory-mieszkowe.pl ps 7 2016 www.pdf 30 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 7/2016 plan spawania kolejowej ramy kompresora   w oparciu o wymagania en 15085 plan of welding the railway compressor frame based on the requirements of the en 15085 standard dr hab. inż. jacek słania, prof. pcz – politechnika częstochowska; inż. łukasz sell – aebi schmidt polska sp. z o.o., kielce. autor korespondencyjny/corresponding author: jacek_slania@poczta.onet.pl streszczenie przedstawiono plan spawania ramy kolejowej kompresora. omówiono w nim zagadnienia dotyczące materiałów dodatkowych, przygotowanie elementów do spawania, sczepiania oraz przebiegu procesu spawania. zaprezentowano przykłady kart technologicznych pokazujące poszczególne etapy sczepiania i spawania dla konkretnej kolejowej ramy kompresora. słowa  kluczowe: spawanie, plan spawania, pojazdy szynowe, kontrola spawania abstract a plan of welding the railway compressor frame is presented in the above article. issues referring to additional materials, preparation of components for welding, tacking and welding processes are discussed. examples of operation sheets which show various stages of tacking and welding for the particular railway compressor frames are provided. keywords:  welding, welding plan, rail vehicles, control of welding wstęp przedstawiona instrukcja dotyczy warunków techniczno technologicznych wykonania prac spawalniczych przy spawaniu kolejowej ramy kompresora przedstawionej na rysunek 1. jacek słania, łukasz sell przeglad welding technology review rys. 1. rama kompresora fig. 1. compressor’s frame przedmiotem niniejszej instrukcji jest opracowanie i usystematyzowanie poszczególnych kroków sczepiania i spawania, elementów składowych kolejowej ramy kompresora. zawiera ona również instrukcje technologiczne wps opisujące szczegółowo warunki prowadzenia prac spawalniczych przy produkcji konkretnej kolejowej ram kompresora [1÷18]. instrukcja odnosi się do wszystkich produkowanych kolejowych ram kompresora wykonywanych zgodnie z dokumentacją nr. abc. wymagania techniczne szczegółowe materiały podstawowe materiały używane do spawania ram kompresora musza odpowiadać następującym wymaganiom: – gatunki używanych materiałów muszą ściśle odpowiadać gatunkom podanym w dokumentacji konstrukcyjnej, – wszystkie materiały powinny posiadać atesty hutnicze, potwierdzające gatunek i własności wytrzymałościowe zastosowanych materiałów. podstawowe materiały użyte do wykonania kolejowych ram kompresora określonego typu to blachy w zakresie grubości od 1 do 5 mm w gat. s355j2+n oraz profile wg en10210 / en10219 w gat. s355j2h. metoda spawania do spawania ram kompresora stosuje się wyłącznie spawanie w osłonie aktywnych gazów ochronnych metodą mag (135), zgodnie z procedurami wps, będącymi integralną częścią niniejszej instrukcji. materiały dodatkowe drut elektrodowy musi posiadać świadectwo jakości (atest producenta) z dopuszczeniem db i tüv. 31przegląd  spawalnictwa       vol. 88 7/2016 dopuszczone druty elektrodowe to: – g4si1 carbofil 1a φ 1,0 / φ 0,8 firmy oerlikon wg. pn-en iso 14341: g 46 3 c g4si1 / g 46 4 m g4si1 – 1.4370 thermanit x φ 0,8 firmy böhler thyssen wg. pn-en iso 14343: g 18 8 mn dopuszczony gaz osłonowy to: dla poz. a. wg. en iso 14341-a; m21 dla poz. b. wg. en iso 14341-a; m12 rodzaje spoin do łączenia poszczególnych elementów kolejowej ramy kompresora zastosowano spoiny pachwinowe a=2÷7 [mm]; oraz spoiny specjalne 1/2y o grubości 3 [mm]. przygotowanie elementów do spawania poszczególne elementy składowe ramy kompresora musza być wykonane zgodnie z dokumentacją. w trakcie kontroli przed montażem należy zwrócić szczególną uwagę na przygotowanie krawędzi do spawania (ukosowanie detali zgodnie z wymaganiami dokumentacji). sczepianie elementów dopasowane i oczyszczone elementy kolejowej ramy kompresora należy zestawić i przygotować do sczepiania w kolejności opisanej w załączonych poniżej kartach technologicznych sczepiania i spawania. jednostkowa długość spoiny sczepnej powinna wynosić od 20-30 mm. przy wykonaniu spoin sczepnych, należy utrzymywać tzw. „oczko”którym również należy zakończyć spoinę sczepną. po sczepianiu, spoiny należy oczyścić i skontrolować wzrokowo w przypadku zauważenia wadliwie wykonanych spoin sczepnych, należy je usunąć i wykonać ponownie. spawanie przed przystąpieniem do spawania należy oczyścić rowek do stanu metalicznego połysku. warstwę przetopową, należy wykonać wyjątkowo starannie, ponieważ jakość wykonania tej warstwy ma decydujący wpływ na jakość całej spoiny. miejsce zajarzenia łuku elektrycznego należy rozpocząć na spinie sczepnej. w trakcie rozpoczynania spawania należy zwrócić szczególną uwagę na dokładne przetopienia tzw. „oczka”, które pozostało na uprzednio wykonanej spoinie sczepnej. identycznie należy postępować w przypadku zakończenia lub rozpoczęcia spawania nowej warstwy. zakończenie warstwy przetopowej należy wykonać na uprzednio wykonanej spoinie sczepnej, zwracając szczególną uwagę na wypełnienie rowka spawalniczego. warstwę przetopową należy dokładnie skontrolować wzrokowo przed rozpoczęciem dalszych prac spawalniczych. wykonując kolejne warstwy należy zwracać uwagę na ich grubość oraz prawidłowe łączenie poszczególnych warstw. nie dopuszcza się rozpoczynania i kończenia poszczególnych warstw w tych samych miejscach. miejsca te powinny być przesunięte względem siebie o min. 30 mm. spawając konstrukcje przestrzenne tego typu, należy w miarę możliwości, prowadzić proces spawania (za pomocą zastosowania techniki spawania odcinkowego) w taki sposób, by wprowadzone ciepło podczas spawania było równomiernie rozprowadzone po całej konstrukcji. spoiny pachwinowe zaleca się układać na przemian-legle, a przy dużej ilości spoin w konstrukcji, należy zatrzymać na pewien czas spawanie celem odprowadzenia ciepła. długość spoin wykonanych jednym ciągiem od momentu zajarzenia łuku spawalniczego powinna się mieścić w zakresie 150-200 mm. spawanie należy rozpocząć w miarę możliwości od środka konstrukcji i prowadzić równomiernie na wszystkie strony. spawanie zakończeń spoin pachwinowych poza narożniki elementu, musi być w miarę możności wykonane bez przerywania (wg. załączonego poniżej rys. nr. 2 ) przy czy musi być zachowana wartość l ≥ 2t (t = grubość blachy), ale nie mniej niż lmin = 10 mm. rys. 2. spawanie zakończeń spoin pachwinowych fig. 2. welding the ends of the fillet welds l ≥ 2t (t=grubość blachy), ale nie mniej niż lmin = 10 [mm] wykonanie próby roboczej w trakcie wykonywania prac spawalniczych przy spawaniu kolejowej ramy kompresora należy przeprowadzić próbę roboczą według przyjętej procedury spawalniczej raz na każdą, nowo uwolnioną serię produkcyjną. karty technologiczne 1. zawierają wykazy części, których należy użyć przy sczepianiu każdego z etapów składania kolejowej ramy kompresora. 2. zawierają kolejność składania i sczepiania dla każdego z etapów produkcji kolejowej ramy kompresora. 3. przywołują odpowiednią procedurę spawalniczą wps – wg., której mają być wykonane spoiny. 4. zawierają informacje dodatkowe dotyczące między innymi: – zachowania powiększonych wymiarów montażowych w celu uzyskania prawidłowego wymiaru po spawaniu. – zawierają uwagi o zmianie drutu spawalniczego (ze względu na łączone różnoimienne materiały podstawowe) dla prawidłowego wykonania danego etapu spawania – pokazują kolejność układania ściegów dla danego etapu jeżeli z punktu technologicznego jest to wymagane. 5. przedstawiają rysunkowo dany etap sczepiania i spawania. 32 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 7/2016 rys. 3. karta technologiczna nr 1/abc etap – 1 fig. 3. operation sheet no. 1 / abc stage – 1 rys. 4. karta technologiczna nr 2/abc etap – 2 fig. 4. operation sheet no. 2 / abc stage – 2 rys. 5. karta technologiczna nr 3/abc etap – 3 fig. 5. operation sheet no. 3 / abc stage – 3 33przegląd  spawalnictwa       vol. 88 7/2016 rys. 6. karta technologiczna nr 4/abc etap – 4 fig. 6. operation sheet no. 4 / abc stage – 4 rys. 7. karta technologiczna nr 5/abc etap – 5 fig. 7. operation sheet no. 5 / abc stage – 5 podsumowanie przedstawiony plan spawania jest przykładem planu stosowanego przy spawaniu pojazdów szynowych. plan ten bazuje na kartach technologicznych sczepiania i spawania. obejmuje również wymagania dotyczące materiałów podstawowych oraz dodatkowych. zwraca też uwagę na przygotowanie elementów do spawania, sczepiania oraz przebieg procesu spawania. należy pamiętać, że częścią wspólną niezbędną dla prawidłowego wykonania konstrukcji są wymieniane powyżej procedury spawania wps. należy też pamiętać, że zgodnie z wymaganiami pn en 15085, zanim wystawimy zakładowe procedury wps dla danej konstrukcji musimy przeprowadzić proces kwalifikowania technologii spawania uzyskując tzw. wpqr. literatura [1] słania j.: skóra j.: plan spawania wymiennika ciepła chłodzonego powietrzem przegląd spawalnictwa nr 2/2011,str. 19-26. [2] słania j.: plany spawania. teoria i praktyka. agenda wydawnicza simp, warszawa 2013. [3] słania j.: plan technologiczny spawania płyty gąsienicowej. przegląd spawalnictwa 2010, nr 3, str. 16 – 25. [4] słania j., kaczor t.: plan spawania zbiornika ciśnieniowego. przegląd spawalnictwa 2010, nr 4, str. 9 – 18. [5] słania j., kwiecień l., jarosiński j.: plan spawania kotłów płomienicowo płomieniówkowych. przegląd spawalnictwa 2010, nr 6, str 32 – 40. [6] słania j., skóra j.: plan spawania wymiennika ciepła chłodzonego powietrzem. przegląd spawalnictwa 2011, nr 2, str 16-22. [7] słania j.: plan spawania carg płaszcza pieca obrotowego. przegląd spawalnictwa 2011, nr 2, str. 36-41. [8] słania j., wodecki d.: plan spawania belki poprzecznej dźwigu.przegląd spawalnictwa 2011, nr 2, str. 30-35. [9] słania j.: istota planów spawania. przegląd spawalnictwa 2011, nr 2, str 3-9. [10] słania j.: plan spawania napraw bieżących kotłów parowych, wodnych i stałych zbiorników ciśnieniowych. przegląd spawalnictwa 2011, nr 2, str 22-30. [11] słania j., kwiecień l., jarosiński j.: kotły płomienicowo – płomieniówkowe – plan spawania oraz kontroli i badań. dozór techniczny 2011, nr 2, str. 35 – 41. [12] słania j., chomiuk s., dadak r.: plan spawania dla konstrukcji uzupełniającej trawresy. przegląd spawalnictwa 2012, nr 2, str 3 6. [13] słania j., marcinkiewicz h., kiełbik m.: plan spawania elementu obudowy kopalnianej – osłony odzawałowej. przegląd spawalnictwa 2012, nr 2, str. 6 16. [14] słania j., fryc h.: spawanie pojazdów szynowych plany spawania. przegląd spawalnictwa 2012, nr 2, str. 16 20. [15] słania j.: plan spawania stalowej kładki dla pieszych i. przegląd spawalnictwa 2012, nr 2, str. 20 24. [16] słania j.: plan spawania stalowej kładki dla pieszych ii. przegląd spawalnictwa 2012, nr 2, str. 24 26. [17] słania j., urbańczyk p.: technologia wytwarzania oraz plan kontroli jakości przegrzewacza pary kotła parowego wg pn-en 12952-5. przegląd spawalnictwa 2012, nr 5, str. 29 41. [18] chromik d., słania j.: plan spawania ciśnieniowego zespołu rurowego. przegląd spawalnictwa 2012, nr 11, str. 29 32. 201310_pspaw_fg98.pdf 19przegląd spawalnictwa 10/2013 mirosław nowak jacek buchowski daniel wiśniewski zrobotyzowane spawanie wielkogabarytowych elementów ze wspomaganiem programowania off-line robot montioned large structures welding   with off-line support programing inż i o ław nowak ( ) m inż a ek ow ki m inż anie i niew ki (i ) – technika spawalnicza, poznań. a t a t the paper presents new technologies and innovative software functions which support programming of panasonic robots for welding large structures. as an example the production process of energetic pillars will be used. st e z zenie w artykule przedstawiono nowoczesne technologie oraz innowacyjne funkcje programistyczne wspomagające programowanie robotów marki panasonic do spawania konstrukcji wielkogabarytowych. jako przykład przedstawiono proces produkcyjny słupów energetycznych. t spawanie wielkogabarytowych konstrukcji stalowych znajduje zastosowanie głównie w przemyśle stoczniowym (budowa i renowacja okrętów), offshore (platformy do wydobycia gazu i ropy), energetycznym (elektrownie wiatrowe, słupy energetyczne), przy produkcji mostów oraz różnorodnych maszyn budowlanych czy górniczych. wytworzenie tak dużych elementów wiąże się z olbrzymim nakładem finansowym, na który składają się m.in.: koszty materiałów, przygotowania produkcji i czas pracy operatorów. dlatego ważnym czynnikiem jest dobranie odpowiedniej technologii produkcji zapewniającej optymalizację ekonomiczną procesu. zastosowane materiały powinny spełniać wymagania wytrzymałościowe zaprojektowanej konstrukcji według określonej normy, a jednocześnie powinny być użyte w ilościach oraz gabarytach zapewniających dobrą ekonomikę procesu. wykonywanie elementów wielkogabarytowych metodami ręcznymi i mało zmechanizowanymi jest pracochłonne (długie spoiny wielościegowe), mało wydajne, a nawet niebezpieczne dla zdrowia operatora. personel musi pracować w trudnych warunkach, spawając wysokimi parametrami, niekiedy na dużych wysokościach lub wewnątrz ciasnych konstrukcji. wykonywane spoiny nie są powtarzalne, a ich jakość często nie spełnia oczekiwań klienta końcowego, a także wymagań odpowiednich poziomów jakości. dlatego przy tego typu zadaniach zaleca się wyeliminowanie prac ręcznych i zastąpienie ich procesem zautomatyzowanym lub zrobotyzowanym. zastosowanie znajdują tutaj wszelkiego rodzaju automaty spawalnicze wykonujące proste, z góry określone operacje łączenia metali, oraz roboty spawalnicze, które są zdecydowanie bardziej uniwersalnymi urządzeniami pozwalającymi na przeprowadzenie dowolnej trajektorii ruchu palnika (rys. 1). w dotychczasowej praktyce opanowano z powodzeniem technologię spawania spoin wzdłużnych i obwodowych (zbiorniki, rurociągi) metodami mig/mag oraz łukiem krytym saw zarówno na automatach jak i na robotach. jednak olbrzymie trudności stwarza spawanie elementów o skomplikowanym przekroju poprzecznym. w tym przypadku proste automaty spawalnicze nie znajdą zastosowania, ponieważ trajektoria ruchu palnika jest bardziej złożona. 20 przegląd spawalnictwa 10/2013 ry 1 przykładowe stanowisko do spawania elementów wielkogabarytowych z robotem panasonic i 1 example system for welding large structure with panasonic robot kolejną napotykaną przeszkodą przy zrobotyzowanym spawaniu konstrukcji wielkogabarytowych są spoiny wielościegowe. przy tego typu połączeniach zachodzi potrzeba wprowadzania wielu punktów uczenia robota z różną pozycją i orientacją palnika dla każdego ściegu odrębnie. dlatego firma panasonic opracowała dodatkowy software oraz hardware thick plate dla swoich robotów, który wspomaga programowanie procesu spawania grubych blach łączonych spoinami wielościegowymi. dzięki temu praca programisty została ograniczona jedynie do napisania pierwszego ściegu i określenia liczby kolejnych ściegów w spoinie z dobranymi odpowiednio parametrami spawania. w przypadku wystąpienia niedokładności w przygotowaniu elementów do spawania, co jest często spotykanym problemem przy produkcji elementów wielkogabarytowych, należy doposażyć roboty w odpowiednie sensory (dotyku oraz łuku). standardowe sensory wykorzystywane w przemyśle produkcyjnym opierają się na dwóch metodach lokalizacji przesunięcia linii złącza: pierwsza, taktylna zakłada pomiar przez dotyk i zwarcie dyszy gazowej lub drutu elektrodowego z elementem spawanym, natomiast druga wykorzystuje ruch oscylacyjny robota oraz zmiany napięcia łuku elektrycznego przy wydłużeniu lub skróceniu wolnego wylotu elektrody. a ety o amowania o ine e ement w wie ko a a ytowy programowanie robotów do spawania elementów o dużych gabarytach jest często utrudnione przez ograniczony dostęp do miejsc spawanych. operator w takim przypadku zmuszony jest do korzystania z drabin, podestów czy nawet zwyżek, co znacznie wydłuża czas prac programistycznych, testów oraz naraża go na dodatkowe niebezpieczeństwo. dlatego firma panasonic opracowała specjalny program wirtualny dtps (desk top programming & simulation system) do pracy off-line (poza robotem). program dtps znacznie przyspiesza również proces dodawania nowych punktów uczenia robota, ponieważ nie ma potrzeby powolnego przesuwania ramienia w celu zapisania punktu, jak ma to miejsce w rzeczywistym systemie, kiedy jesteśmy w trybie uczenia teach. na detalu wirtualnym wystarczy zaznaczyć punkt charakterystyczny, a pozycja i orientacja robota zostaną zapisane automatycznie. przy użyciu skrótów klawiaturowych na komputerze znacznie przyspieszona jest również edycja programu spawalniczego, w którym np. musimy dokonać przesunięcia punktów o zadaną odległość w układzie kartezjańskim (x,y,z) lub układzie narzędzia (palnika). natomiast edycja parametrów spawalniczych czy poleceń dodatkowych jest przyspieszona z uwagi na korzystanie z pełnej klawiatury alfanumerycznej na komputerze. dtps dzięki swojej strukturze aktywnych okien daje przejrzystość kodu podczas pisania programu. na bieżąco wyświetlane są pozycje robota i osi zewnętrznych, wartości zmiennych czy kierunki układów współrzędnych, wzdłuż których przesuwamy ramię robota. dodatkowo zagnieżdżenie wszelkich okien podglądu możemy dowolnie modyfikować według własnych preferencji (rys. 2). możliwe jest także wirtualne ustawienie kolizyjności poszczególnych części ramienia robota z otaczającymi go przedmiotami, co gwarantuje wierne oddanie warunków rzeczywistego systemu. po wykryciu kolizji program wyświetla komunikat informujący, które elementy miały kolizję. jest to niewątpliwie dużym atutem przy programowaniu off-line, ponieważ kolizja na rzeczywistym systemie może powodować uszkodzenie sprzętu, za którym idą wysokie koszty serwisowe lub spowodować zagrożenie dla życia operatora. korzystając z oprogramowania dtps, nie trzeba przerywać procesu produkcyjnego. kiedy robot wykonuje zadany cykl pracy w tym samym czasie operator może przygotowywać kolejny program roboczy lub edytować istniejący. dla przykładu przeanalizujmy spawanie tylko jednego ściegu spoiny obwodowej słupa energetycznego. zakładając, że słup ma 3 m średnicy, a prędkość spawania wynosi 0,3 m/min, to czas spawania wynosi 30 min. w całym procesie jest min.7 takich ściegów obwodowych, co daje 3,5 h ciągłego spawania. tak więc czas ten operator może poświęcić efektywnie na programowanie off-line. takie rozwiązanie sprawdza się również przy produkcji jednostkowej, w której należy poświęcić dużo czasu i na pisanie programów, i na cykl roboczy. w opisywanym przykładzie spawania słupów energetycznych taka sytuacja ma również miejsce. każdy słup wykonywany jest na specjalne zamówienie klienta i ma inną średnicę, grubość ścianek oraz ułożenie żeber wzmacniających. dlatego wszystkie programy pisane są indywidualnie po otrzymaniu przez operatora rysunków technicznych słupa. 21przegląd spawalnictwa 10/2013 ry 2 okno główne z podglądem kodu programu oraz dwa mniejsze z podglądem pozycji robota i osi zewnętrznych i 2 the main window with a preview of the program code, and two smaller ones with a preview of the robot position and external axes position koleją zaletą programowania off-line jest automatyczne obliczanie całkowitego czasu trwania cyklu. program podaje w sekundach czas ruchów spawalniczych i jałowych oraz procentowy udział ruchów spawalniczych w całym procesie. natomiast w rzeczywistym systemie robot najpierw musiałby wykonać cały cykl, aby mógł następnie wyświetlić informację o jego czasie trwania. dtps dodatkowo udostępnia informację o liczbie i długości wykonywanych spoin, a najnowsza wersja oprogramowania podaje długość zużytego drutu elektrodowego liczoną w metrach. ry 3 robot spawający jedno z żeber wzmacniających podstawę słupa energetycznego i 3 robot is welding one of reinforcing ribs on the base of energetic pillar ry 4 analiza czasu trwania jednego cyklu spawania żebra wzmacniającego i 4 analysis of one welding cycle time of the reinforcing rib jako przykład obliczenia czasu cyklu przedstawiono spawanie jednego żebra wzmacniającego podstawę słupa energetycznego (rys. 3). czas cyklu uwzględnia: – czas ruchów jałowych, – czas ruchów spawalniczych – położenie 8 spoin (4 spoiny w pozycji pb, 2 spoiny w pozycji pg i 2 spoiny w pozycji pf), – czas potrzebny na zlokalizowanie żebra sensorem dotyku. przyjęto również następujące założenia: – prędkość spawania dla 6 spoin wynosi 0,3 m/min, dla 2 pozostałych 0,1 m/min, – prędkość ruchów jałowych wynosi 50 m/min, – prędkość szukania sensorem dotyku 0,9 m/min, otrzymano następujące wyniki (rys. 4) z analizy procesu spawania żeber wzmacniających: – całkowity czas – 585 s (ok. 9,7 min), – czas spawania – 552 s (ok. 9,2 min), – procentowy udział czasu spawania – 94,4%, – długość całkowita wszystkich spoin – 2375 mm – liczba spoin – 8. nk e o amowe w oma a e z o otyzowane awanie e ement w wie ko a a ytowy st kt a o o amowania 2 3pctoo g2/g3pctool jest specjalistycznym oprogramowaniem służącym do tworzenia wirtualnych zrobotyzowanych 22 przegląd spawalnictwa 10/2013 systemów spawalniczych panasonic. w jego skład wchodzą następujące narzędzia: – virtual robot (rys. 5) – służy do przechowywania tzw. backup’u czyli ustawień systemowych rzeczywistego robota oraz programów wykonawczych, – pc folder (rys. 6) – magazyn folderów i podfolderów do przechowywania plików niezbędnych do stworzenia wirtualnego stanowiska zrobotyzowanego, – parts editor (rys. 7) – służy do projektowania elementów płaskich oraz brył przestrzennych z możliwością importowania plików z zewnętrznych programów cad. możemy za jego pomocą narysować takie elementy jak detal spawany, przyrządy ustalająco-mocujące czy zabudowa ochronna stanowiska; ry 5 narzędzie virtual robot i 5 virtual robot tool ry 6 magazyn folderów pc folder i 6 storage folder – pc folder ry 7 edytor części – parts editor i 7. parts editor ry 8 edytor osi zewnętrznych – externalaxis editor i 8 editor of external axis – externalaxis editor ry 9 edytor instalacji systemu – installation editor i 9 editor of system installation – instalation editor – externalaxis editor (rys. 8) – tworzy się za jego pomocą zewnętrzne osie robota. mogą to być różnego rodzaju osie obrotowe lub obrotowo-przechylne jak pozycjonery oraz osie przesuwne jak tory jezdne czy słupowysięgniki. w przedstawionym przykładzie stworzono wirtualny słupowysięgnik o płynnym ruchu w osi pionowej w zakresie 0-2800mm oraz poziomą oś obrotową, która obraca element spawany wokół jego osi. w rzeczywistym układzie zastosowano obrotnik rolkowy, którego włączenie powoduje obrót dwóch rolek jednocześnie w jednym kierunku (funkcja gantrypair), – installation editor (rys. 9) – w edytorze tym tworzymy instalację zawierającą odpowiedni typ ramienia robota, przypisujemy zdefiniowane wcześniej w externalaxis editor osie zewnętrzne oraz określamy m.in. rodzaj podajnika drutu czy palnika. – dtps (desk top programming & simulation system) – służy do pisania programów spawalniczych i wykonawczych metodą off-line (rys. 10). udostępnia wszystkie funkcje, które posiada rzeczywisty robot, dzięki którym możemy wygenerować trajektorię z dowolną interpolacją ruchu robota, wstawić parametry spawania oraz polecenia dodatkowe. 23przegląd spawalnictwa 10/2013 w rezultacie, korzystając z wszystkich powyżej opisanych narzędzi można stworzyć wirtualne stanowisko zrobotyzowane (rys. 12), które jednoznacznie odwzorowuje stanowisko rzeczywiste (rys. 11) w warstwie wizualnej,jak też pod względem ustawień systemowych. ry 10 program g2/g3 dtps i 10 g2/g3 dtps program p o e ka i a i y tem wi t a ne o największą trudność stanowi połączenie idealnego systemu wirtualnego z systemem rzeczywistym, który obarczony jest błędami wymiarowymi wynikającymi głównie z tolerancji wykonania komponentów składowych systemu, np. konstrukcji nośnych, dokładności samego robota oraz odpowiedniego przygotowania przyrządów spawalniczych czy samego detalu spawanego. ry 11 rzeczywiste zrobotyzowane stanowisko spawalnicze i 11 real robot welding system ry 12 wirtualne zrobotyzowane stanowisko spawalnicze i 12 virtual robot welding system w celu precyzyjnego połączenia środowiska wirtualnego z rzeczywistym należy przeprowadzić proces kalibracji systemu wirtualnego, aby był wiernym odwzorowaniem systemu rzeczywistego. jako przykład przedstawiono zrobotyzowane stanowisko z dwoma osiami zewnętrznymi (rys. 13). jedna z osi realizuje obrót spawanego detalu dookoła własnej osi, druga jest osią przesuwną dającą ruch robota na suporcie góra/dół. ry 13 zrobotyzowane stanowisko spawalnicze z osią przesuwną i obrotową i 13 robot welding system with shift axis and rotation axis proces kalibracji można podzielić na następujące etapy: – kalibracja ramienia robota na słupowysięgniku (rys. 14) – należy wskazać zapisane wcześniej na rzeczywistym robocie dwa punkty referencyjne określające to samo położenie ramienia robota w przestrzeni, ale z różnym położeniem suportu, do którego jest przytwierdzony. – kalibracja zewnętrznej osi przesuwnej góra/dół (rys. 16) – należy wskazać zapisane wcześniej na rzeczywistym robocie trzy punkty referencyjne określające położenie wózka jezdnego w dwóch położeniach w przestrzeni oraz te same punkty na wirtualnym modelu. – kalibracja zewnętrznej osi obrotowej – osi detalu (rys. 15) – należy wskazać zapisane wcześniej na rzeczywistym robocie 3 punkty referencyjne określające płaszczyznę obrotu detalu spawalnego, przy założeniu, że punkty były zapisywane kolejno dla położenia -45°, 0°, +45°. – obliczenie przełożenia – obrót osi zewnętrznej realizowany jest przez robot, jako kolejne przełożenie (rys. 17), które zmienia się wraz ze średnicą spawanego słupa. w tym celu został napisany specjalny skrypt, który oblicza końcowe przełożenie względem zmiennej średnicy detalu. 24 przegląd spawalnictwa 10/2013 ry 14 kalibracja ramienia robota i 14 calibration of robotic arm ry 15 kalibracja osi przesuwnej i 15 calibration of shift axis ry 16 kalibracja osi obrotowej i 16 calibration of rotation axis ry 17 zdjęcie obrotnika rolkowego do spawania słupów energetycznych i 17 photo of roller positioner for welding energetic pillars dane te muszą być każdorazowo wprowadzane do systemu zrobotyzowanego w przypadku spawania nowego detalu. gdyby danych nie wprowadzono lub zostałyby obliczone błędnie, podstawa słupa zamiast wykonać pełny obrót 3600, wykona obrót większy lub mniejszy o kilka stopni. spowoduje to desynchronizację pracy harmonicznej robota z obracanym elementem. nowy sen o dotyk najnowsza wersja sensora dotyku opracowana przez firmę panasonic przeznaczona jest specjalnie do aplikacji, w których zachodzi potrzeba użycia dużej ilości punktów szukania przesunięć elementu spawanego. software niniejszego sensora zawiera bibliotekę z bogatą gamą ruchów robota zarówno względem układu narzędzia, jak i układu globalnego. po wstawieniu polecenia z odpowiednim kierunkiem ruchu ramię robota zaczyna wykonywać operację szukania do momentu wykrycia detalu. w chwili dotknięcia ramię jest automatycznie zatrzymywane, a punkt z aktualną pozycją zapisywany (rys. 18). na rysunku 18 przedstawiono fragment programu (rys. 19) pokazujący kompletną sekwencję szukania: punkt początkowy operacji szukania p2, następnie polecenie sls tch 14, które zawiera informację o kierunku szukania, punkt p3 automatycznie dodany przez algorytm sensora dotyku. 25przegląd spawalnictwa 10/2013 ry 18 zasada działania nowego sensora dotyku z automatyczną detekcją punktu styku i 18 the principle of operation of touch sensor with automatic detection of contact point ry 19 fragment programu z sekwencją nowego sensora dotyku i 19 part of program code with new touch sensor sequence takie rozwiązanie znacznie przyspiesza pisanie programu z wykorzystaniem rzeczywistego stanowiska zrobotyzowanego. dodatkowo dla polepszenia przejrzystości kodu programu wprowadzono numerację zapisanych przesunięć. w przykładzie na rysunku 20 dodano do punktu spawania p13 wartość przesunięcia nr 40. sama wartość przesunięcia natomiast została utworzona 3 linijki wcześniej w poleceniu sls tch 40. ry 20 przykładowa numeracja przesunięć sensora dotyku i 20 example numeration of touch sensor shift na dzień dzisiejszy dostępne są dwie wersje nowego sensora dotyku; standardowa oraz rozszerzona przeznaczona dla blach ukosowanych. każdą z wersji opisano w podrozdziałach dalej. sen o dotyk tanda dowy to en o n tion zawiera podstawowe biblioteki ruchu ramienia robota wykrywające detal spawany (rys. 21). mamy możliwość poruszania się w układzie robota x+, x–, y+, y–, z+, z – oraz układzie narzędzia t+, t– (kierunek rzutowany na płaszczyznę x,y robota), tp+, tp – (prostopadłe do t+ i t–), tf (kierunek wzdłuż osi narzędzia – drutu spawalniczego), tv+, tv – (kierunek prostopadły do osi narzędzia). ry 21 rodzaje ruchu standardowego sensora dotyku i 21 movement type of standard touch sensor sen o dotyk d a a ko owany oo e to sen o n tion wersja rozszerzona umożliwia również wykrywanie ukosowania. pozwala to na dokładne zlokalizowanie złącza i określenie wielkości rowka spawalniczego (rys. 22). pomiar odbywa się przez dotknięcie ry 22 sekwencja ruchu rozszerzonego sensora dotyku dla blach ukosowanych i 22 movement sequence of extended touch sensor for beveled plates 26 przegląd spawalnictwa 10/2013 drutem charakterystycznych punktów detalu. aby pomiar był jak najbardziej dokładny drut, podczas pomiaru blokowany jest za pomocą siłownika pneumatycznego w specjalnie skonstruowanym uchwycie spawalniczym panasonic. dodatkowo zainstalowano siłowniki w podajniku drutu, które dociskają rolki tak, aby drut się nie przemieszczał [1]. nk a t i k p ate o amowanie oin wie o ie owy stosowane są dwa sposoby programowania spoin wielościegowych. pierwsza, standardowa zakłada zapisanie każdego ściegu osobno, co jest zajęciem bardzo pracochłonnym i przysparzającym wielu trudności programistom. druga zakłada użycie specjalnych funkcji generujących ściegi automatycznie. w tym celu firma panasonic opracowała innowacyjny software thick plate. ideą tego rozwiązania jest napisanie przez programistę jedynie pierwszego ściegu, na podstawie którego automatycznie tworzone są kolejne. algorytm ten oczywiście uwzględnia zmianę kąta palnika i jego przesunięcie w kolejnych ściegach (rys. 23). ry 23 okno z parametrami funkcji thick plate i 23. window with thich plate function parameters ry 24 złącze wąskie w początkowym odcinku, szerokie w końcowym odcinku. i 24 narrow joint at first section, wide at the end thick plate umożliwia również spawanie złącza o nierównomiernej szerokości rowka spawalniczego. częstotliwość ruchu oscylacyjnego dopasowuje się wówczas do zmiennej szerokości złącza (rys. 24). to na i wi t a ny en o dotyk narzędzie to pozwala w sposób automatyczny wygenerować kompletną sekwencję programową wykrywania detalu sensorem dotyku w miejscach wskazanych przez programistę. zazwyczaj są to punkty zaznaczane w trzech płaszczyznach układu kartezjańskiego (x,y,z) ,w których wykonywane są przesunięcia elementu. gdyby programista nie korzystał z touch navi, całą sekwencję szukania musiałby wprowadzać ręcznie, czyli punkty dojazdowe, dotyku, odjazdu oraz dodatkowe polecenia. poniższy przykład ukazuje proces dodawania trzech punktów dotyku ts1, ts2 i ts3 spawanego żebra oraz słupa. kierunki szukania zaznaczone są liniami czerwonymi (rys. 25). w efekcie otrzymuje się gotową sekwencję ruchu wraz z punktami pośrednimi. w omawianym przykładzie funkcja touch navi stworzyła 23 wiersze kodu programu. zawierają one m.in. polecenia aktywujące sensor dotyku, resetujące bieżące przesunięcia, ruchy dojazdowe, szukania i odjazdu. dodatkowo algorytm dodał polecenie snssftsv, które zapisuje wartość wykrytego przesunięcia do zmiennej. na rysunku 26 pokazano graficzną reprezentację trajektorii ruchu robota. kolor niebieski przestawia ruchy dojazdu i odjazdu od trzech miejsc szukania sensora dotyku, natomiast czarne linie reprezentują ruchy pośrednie pomiędzy tymi punktami. dodatkowo można według własnych preferencji określać wszystkie parametry funkcji touch navi (rys. 27). tak stworzone indywidualne dane zapisywane są pod dowolną nazwą, jako własny szablon, a następnie pisząc program z wykorzystaniem funkcji touch navi, można je przywołać. ry 25 wizualizacja kierunków szukania sensora dotyku uzyskanych za pomocą funkcji touch navi i 25 visualization of touching direction, obtained by touch navi function 27przegląd spawalnictwa 10/2013 ry 26 wygenerowana automatycznie sekwencja sensora dotyku za pomocą funkcji touch navi i 26 automatic generation of touch sensor sequence using touch navi function nazwy za on w pa amet y ekwen i z kania omendy dodatkowe ry 27 szablon z parametrami funkcji touch navi i 27 template with touch navi parameters przykładowy szablon (rys. 27) o nazwie „parametry 1” zawiera następujące dane: – prędkość dojazdu i odjazdu – 5 m/min, – prędkość szukania – 0,9 m/min, – prędkość ruchów pośrednich – 50 m/min, – odległość szukania – 40 mm, – odległość odjazdu – 30 mm, – komendy dodatkowe – wł/wy wyjścia sensora, reset przesunięć sensora. e d na i ation o awne a amet y awa ni ze funkcja weld navigation (rys. 28) wspomaga w doborze odpowiednich parametrów spawania. w rezultacie nawet osoba bez dużego doświadczenia w dziedzinie spawalnictwa może w łatwy sposób otrzymać dobre wyniki spawania. funkcja ta przyspiesza również proces wykonywania prób spawalniczych, redukując tym samym czas wdrożenia detalu do cyklu produkcyjnego. w omawianym przykładzie spawania słupów energetycznych funkcja weld navigation została zastosowana przy spawaniu żeber wzmacniających dla spoin pachwinowych w pozycjach pb. przyjęto następujące założenia (rys. 29): – rodzaj złącza – pachwinowe, – rodzaj łuku – zwarciowy, – grubość żebra (t1) – 10 mm, – grubość rury (t2) – 12 mm, – prędkość spawania – 0,3 m/min, – szerokość spoiny (s) – 7 mm. otrzymano następujące wyniki (rys. 29): – wartość natężenia prądu – 219 a , – wartość napięcia – 19,3 v, – wysokość spoiny (a) – 5 mm, – kąt palnika – 450, – offset – l2=3,8 mm w stronę materiału t2. ry 28 trzy rodzaje złączy spawanych dostępnych w funkcji weld navigation. kolejno: pachwinowe doczołowe, nakładkowe i 28 three types of welding joints available in weld navigation function. respectively: t-joint, butt joint, lap joint ry 29 okno funkcji weld navigation z wprowadzonymi danymi oraz obliczonymi parametrami i 29 window with entered data in weld navigation function and welding parameters as a result of calculation 28 przegląd spawalnictwa 10/2013 pozostałe złącza spawane wymagały indywidualnego podejścia ze względu na różny kąt ukosowania krawędzi blach czy zmienną wysokość progu, których weld navigation nie uwzględnia, dobierając parametry spawania. w rezultacie parametry te zostały dobrane metodą empiryczną. p zykładowe ea iza e na rysunkach 30-32 przedstawiono przykładowe realizacje systemów zrobotyzowanych do spawania elementów wielkogabarytowych z wykorzystaniem technologii panasonic. ry 30 zrobotyzowany system do spawania podłużnic do koparek i 30 robot system for welding excavator boo ry 31 stanowisko zrobotyzowane do spawania słupów energetycznych i 31 robot system for welding energetic pillars ry 32 stanowisko zrobotyzowane do spawania elementów koparek. i 32. robot system for welding excavator parts nio ki spawanie zrobotyzowane elementów wielkogabarytowych bez wspomagania wirtualnym oprogramowaniem off-line jest nieekonomiczne i bardzo pracochłonne. w systemach zrobotyzowanych panasonic dostępne są trzy metody programowania elementów wielkogabarytowych o dużych grubościach: – pierwsza metoda – standardowa, nie wykorzystuje się w niej funkcji thick plate oraz oprogramowania off-line dtps i związanej z nim kalibracji systemu. jest to niezalecane, nieekonomiczne rozwiązanie oparte jedynie na sensorach dotyku i łuku. – druga metoda wykorzystuje funkcję thick plate oraz oprogramowanie off-line z pełną kalibracją systemu wirtualnego z rzeczywistym. dodatkowo stosowane są narzędzia touch navi, weld navigation oraz nowy sensor dotyku dla blach ukosowanych. jest to najdroższa metoda, na którą stać nie każdą firmę produkcyjną. – trzecia metoda – jest pośrednia pomiędzy pierwszą a drugą. wykorzystuje się w niej oprogramowanie dtps, sensor dotyku i napisany autorski program spawalniczy wzorujący się na funkcji thick plate. dodatkowo stosuje się też specjalny skrypt do obliczania bardziej skomplikowanych przełożeń osi zewnętrznych robota. metoda ta jest najbardziej ekonomiczna. spawanie zrobotyzowane elementów wielkogabarytowych dzięki rozwojowi zaawansowanych programów off-line, sensorów czy funkcji takich jak thick plate będzie przeżywać w najbliższym czasie burzliwy rozwój. lite at a [1] ishihara k., nowak m., wiśniewski d.: robotyzacja procesu spawania elementów wielkogabarytowych, przegląd spawalnictwa, 6, 2009, s. 31-33. ps 9 2016 www.pdf 14 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 lutowanie laserowe w przemyśle motoryzacyjnym  metodą trifocal na przykładzie  tylnej klapy volkswagena caddy laser brazing trifocal in automotive industry on the example of rear door of volkswagen caddy mgr inż. edward majeran – vw poznań sp. z o.o. autor korespondencyjny/corresponding author: edward.majeran@vw-poznan.pl streszczenie w przemyśle motoryzacyjnym coraz popularniejsze i coraz powszechniej stosowane są technologie laserowego łączenia materiałów, a zwłaszcza lutowanie wysokotemperaturowe z użyciem promieni lasera jako źródła ciepła. niemal każdy producent samochodów wykorzystuje tę technologię, najczęściej do łączenia dachu pojazdu ze ścianami bocznymi oraz przy łączeniu blach karoseryjnych tylnych klap i pokryw bagażników. słowa  kluczowe: lutowanie laserowe; laser; technologia lutowania; złącze lutowane abstract the laser technology of material joining, especially hightemperature brazing technology with the use of laser beams as the heat source is gaining more and more popularity and is finding increasing use in the automotive industry. almost every renowned carmaker uses such a technology, mostly to join the car roof with side walls and to join the car body sheets of the tailgate and boot covers. the newest method used in the automotive industry is trifocal brazing. keywords: laser brazing; laser; brazing technology; brazed joint wstęp bezpośrednią przyczyną wzrostu zainteresowania technologiami laserowymi jest coraz łatwiejszy dostęp do tych technologii oraz malejące koszty wdrożenia ich do produkcji, zwłaszcza wielkoseryjnej. znaczącą rolę odgrywa tu również miniaturyzacja urządzeń, która wkroczyła w obszar konstrukcji źródeł laserowych i chłodnic. jeszcze kilkanaście lat temu źródła laserowe były wielkimi konstrukcjami o kilkumetrowej długości i wadze kilku ton (np. trumpf hl 4006d [3]), a obecnie są to niewielkie urządzenia, porównywalne wymiarami do średniej wielkości lodówki (np. ipg yls-5000-br). porównanie gabarytów źródeł laserowych starej generacji z najnowszymi urządzeniami pokazano na rysunku 1. dodatkowo wyposaża się te urządzenia w proste podwozia kołowe, które umożliwiają bezproblemowe przemieszczanie sprzętu na hali produkcyjnej. wszystkie te cechy powodują, że można zastosować te urządzenia w miejscach o ograniczonej powierzchni. źródło laserowe technologię lutowania wysokotemperaturowego elementów tylnej klapy w samochodzie volkswagen caddy przedstawiono na przykładzie źródła laserowego yls-5000-br rosyjskiej firmy ipg o mocy 5 kw (rys. 2). jest to nowoczesny laser włóknowy, gdzie promieniowanie laserowe wytwarzane jest w specjalnym światłowodzie, który jest pompowany przy pomocy odpowiednio dobranych pakietów diod laserowych. konstrukcja tego źródła sprawia, że jego sprawność wynosi 42%, co jest obecnie wynikiem doskonałym, choć trwają już edward majeran przeglad welding technology review rys. 1. porównanie gabarytów lasera prętowego trumpf hl4006d (2003 r, kontur ― ― ―) z laserem yls-5000-br firmy ipg (2015 r.) – kontur ...... fig. 1. overall dimensions of the rod laser trumpf hl4006d (2003) ― ― ― and the laser ibg yls-5000-br (2015) ...... 15przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 prace nad źródłami o sprawności powyżej 50%. samo źródło składa się z trzech generatorów promieniowania laserowego, które połączone razem zasilają tzw. potrójną plamkę. niezbędne do przesyłania takiej wiązki są także światłowody specjalnej konstrukcji (światłowody te składają się z trzech niezależnych włókien przewodzących promieniowanie, umieszczonych w jednym elastycznym pancerzu). rys. 2. źródło laserowe yls-5000-br firmy ipg fig. 2. laser source ipg yls-5000-br technologia technologia zastosowana w tym przypadku określana jest mianem trifocal ze względu na specyficzny wygląd plamki laserowej, w której koncentruje się energia promieniowania. jest to potrójna plamka, w której wyróżnić można trzy odrębne ogniska (dwa ogniska pomocnicze oraz jedno główne) [1]. ogniska pomocnicze usuwają zanieczyszczenia z obszaru brzegów lutowiny (ablacja wierzchniej warstwy materiału) oraz wyznaczają granicę płynięcia lutu, co sprawia, że brzegi lutowiny są równe i pozbawione mikroodprysków i porowatości. ognisko główne skupia się na materiale i drucie do lutowania powodując jego stopienie oraz płynięcie w granicach wyznaczonych przez ogniska pomocnicze (rys. 3). taki podział funkcji sprawia, że lutowina ma równe brzegi oraz gładką powierzchnię lica. moc każdego z ognisk można niezależnie regulować. moc ognisk pomocniczych wynosi do 0,5 kw, natomiast ognisko główne może mieć maksymalną moc 4 kw. moc taka w zupełności wystarcza do przeprowadzenia procesu lutowania twardego. jest to technologia dość szybka ( np. prędkość lutowania zastosowana w fabryce vw w poznaniu wynosi 50 mm/s), której efektem jest bardzo dobrej jakości złącze lutowane. materiałami łączonymi są stalowe, ocynkowane elektrolitycznie blachy karoseryjne (grubość warstwy cynku wynosi 5 µm), materiałem dodatkowym jest pełny drut cusi3 o średnicy 1 mm, temperatura procesu wynosi ok. 1000 °c, rys. 3. schemat lutowania metodą trifocal [2] fig. 3. brazing with the trifocal method [2] lut wiązka laserowa złącze wiązki ablacyjne kierunek lutowania moc lasera głównego wykorzystywana w procesie to 2,5 kw, natomiast lasery pomocnicze generują moc po 140 w każdy. cały proces jest sterowany przy pomocy komputera z odpowiednim oprogramowaniem, umożliwiającym kontrolę wszystkich parametrów procesu w czasie rzeczywistym oraz ich ewentualną korektę. pozycjonowanie części  i przygotowanie do lutowania oprzyrządowanie wykorzystywane w tej technologii jest dość skomplikowane ze względu na dużą ilość zacisków pozycjonujących łączone elementy. jest to niezbędne, aby zapewnić stabilną wielkość szczeliny lutowniczej na całej długości złącza lutowanego. dodatkowo w tym przypadku w dolnej części szczeliny łączone blachy muszą się stykać ze sobą, aby utrzymać ciekły lut w miejscu tworzenia się połączenia. używane w zakładzie przyrządy do pozycjonowania łączonych części przedstawia rysunek 4. rys. 4. system zacisków do pozycjonowania łączonych elementów fig. 4. fixture system for positioning of joined componts przed lutowaniem brzegi łączonych blach są czyszczone mechanicznie z resztek oleju z tłoczni oraz innych zanieczyszczeń, które znalazły się w tym miejscu w trakcie procesu technologicznego, a które mogłyby negatywnie wpływać na jakość złącza. w tym celu jest stosowane urządzenie firmy vulkan (rys. 5), które przy pomocy specjalnej taśmy czyści obszary łączonych elementów, które zostaną połączone lutem. mimo starannego przygotowania blach przez dostawcę takie czyszczenie jest niezbędne, czego dowodzi stan szybko zużywającej się taśmy. 16 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 rys. 5. system zacisków do pozycjonowania łączonych elementów fig. 5. fixture system for positioning of joined componts rys. 6. czyszczenie złącza przed użyciem lasera skanującego fig. 6. cleaning the joint before using the scanning laser rys. 7. kontrola złącza przy pomocy lasera skanującego fig. 7. joint test with the use of scanning laser rys. 8. protokół z badań niszczących złącza lutowanego fig. 8. report of destructive testing of the brazed joint kontrola złącza po zakończeniu procesu lutowania złącze jest dodatkowo czyszczone przy pomocy wirującej szczotki z tworzywa sztucznego (rys. 6), aby usunąć zadymienia i nalot powstałe w trakcie procesu przed kontrolą złącza przy pomocy promieni lasera skanującego (rys. 7), służącego do wykrywania ewentualnych niezgodności powierzchniowych (pory, niedolania, wtrącenia, itp.). jeżeli w trakcie tej kontroli zostają wykryte niezgodności złącza, to taki produkt zostaje skierowany na stanowisko poprawek, gdzie jest oceniany dodatkowo przez pracownika działu zapewnienia jakości, który podejmuje decyzję o ewentualnej naprawie wadliwego odcinka spoiny lub złomowaniu całego detalu. naprawa polega na zaspawaniu wadliwego miejsca metodą gta oraz jego wyszlifowaniu i ponownej ocenie wizualnej przez pracownika działu zapewnienia jakości. badania niszczące dodatkowo w trakcie produkcji seryjnej są pobierane raz w miesiącu do badań niszczących pojedyncze klapy, aby sprawdzić wewnętrzną budowę połączenia oraz porównać wartości wytrzymałościowe złącza z minimalnymi wymaganiami ustalonymi przez konstruktora. cała szerokość klapy zostaje podzielona na 14 stref, a każda ze stref jest sprawdzana w ten sam sposób. sprawdza się geometrię złącza na podstawie zdjęć zgładów metalograficznych oraz wytrzymałość próbek na rozciąganie, następnie z takich badań sporządzane są protokoły kontroli (przykładowy protokół kontroli pokazano na rys. 8), a dane przekazuje się do działu produkcji. w przypadku, gdy połączenie nie spełnia wymagań, następuje optymalizacja parametrów procesu i ponowne sprawdzenie. takie podejście gwarantuje, że wszystkie klapy mają odpowiednią jakość, a proces przebiega stabilnie. 17przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 podsumowanie przedstawiony powyżej proces, czyli technologia lutowania laserowego trifocal jest bardzo korzystna dla producentów samochodów z następujących względów: – proces przebiega ze znikomą ilością uwalnianych aerozoli i innych zanieczyszczeń, co oznacza minimalny wpływ zanieczyszczeń na pracowników obsługujących to stanowisko oraz na środowisko naturalne; – minimalna ilość wprowadzanego do złącza ciepła zmniejsza prawdopodobieństwo wystąpienia odkształceń termicznych łączonych elementów; – duża szybkość procesu oznacza wysoką wydajność; – powtarzalność i stabilność procesu wpływa na uzyskanie bardzo wysokiej jakości detali; – możliwość wykonywania połączeń o skomplikowanej geometrii ułatwia dostosowanie tej technologii do niemal dowolnego kształtu detalu; – duża sprawność najnowszych źródeł laserowych pozwala na znaczną oszczędność energii, w porównaniu ze starszymi źródłami laserowymi. oprócz zalet technologia trifocal ma wady i ograniczenia: – mimo systematycznie malejącego kosztu urządzeń, nakłady, związane z ich zakupem (źródło laserowe, głowice laserowe, roboty, kabina) pozostają na dość wysokim poziomie, co ogranicza zasadność zastosowania ich w przypadku produkcji małoseryjnej lub jednostkowej; – skomplikowana technika pozycjonowania części do lutowania wpływa na koszty ewentualnych napraw i czynności serwisowych w tego typu stanowiskach; – istnieje ciągle niebezpieczeństwo dla pracowników związane z użyciem promieniowania laserowego, zwłaszcza, gdy w trakcie lutowania w kabinie znalazłby się pracownik. bez względu na te ograniczenia trifocal jest technologią, która jeszcze przez długi czas będzie powszechnie używana w przemyśle motoryzacyjnym, gdyż zalety procesu znacznie przewyższają ograniczenia wynikające zarówno z kosztów jak i zagrożeń związanych z jej zastosowaniem. literatura [1] h t t p : / / w w w. i p g p h o t o n i c s . c o m / 1 0 8 / f i l e at t a c h m e n t / y l s 5 0 0 0 br+brochure.pdf [2] strite t., gusenko a., grupp m., hoult t.: fiber lasers: multiple laser beam materials processing, laser focus world, vol. 52, issue 02, p. 19-25, 02/2016. [3] majeran e.: lutowanie laserowe w przemyśle motoryzacyjnym na przykładzie połączenia dachu ze ścianami w samochodzie volkswagen caddy, przegląd spawalnictwa, 09/2007, s. 37-40. 10 przegląd  spawalnictwa vol. 89 2/2017 właściwości i struktura złączy spawanych doczołowo   z rury kompozytowej 3r12/4l7 przeznaczonych   do pracy w przemyśle energetycznym the properties and structure of the butt-welded joints of composite tube 3r12/4l7 intended for use in power industry streszczenie w pracy przedstawiono technologię spawania innowacyjnej rury kompozytowej w postaci złącza doczołowego. celem prowadzonych badań była ocena jakości złącza spawanego z rury kompozytowej. połączenie spawane złożone z rur ze stali 3r12/4l7 zostało poddane badaniom makroskopowym i mikroskopowym oraz pomiarom twardości. uzyskane wyniki świadczą o wysokiej jakości połączenia spawanego, a zastosowana technologia może w przyszłości posłużyć inżynierom spawalnikom, technologom oraz konstruktorom w projektowaniu złączy z innowacyjnego materiału. słowa  kluczowe:  materiały bimetalowe; rura kompozytowa; doczołowe złącze rury kompozytowej; materiały dla energetyki abstract the paper presents the developed welding technology innovative composite pipe in the form of a butt-welded joint. the object of the study was to assess the quality of the welded joint with the composite pipe. the welded joint made of steel 3r12/4l7 has been tested macroscopic and microscopic, then measured for hardness with vickers method. the results show high quality of the weld joint, and the technology can be used in the future welding engineers, technologists and engineers in the design of the connectors on the innovative material. keywords: bimetallic materials; composite tube; butt-welded joints of composite pipe wstęp w przemyśle energetycznym dominuje dążenie do ciągłego ulepszania wykorzystywanych technologii oraz materiałów ze względu na coraz bardziej restrykcyjne wymagania unii europejskiej, w myśl których do 2020 roku polska zobowiązała się do 20% redukcji gazów cieplarnianych oraz ograniczenia zużycia energii, a także zwiększenia udziału źródeł odnawialnych do 20% [1]. z racji powyższego, wymagana jest niezawodność stosowanych materiałów oraz ich trwałość i ekonomiczność, a te wytyczne można spełnić przy zastosowaniu odpowiednio dobranego procesu spawania. w niniejszym artykule przedstawiono wyniki badań przemysłowych dotyczących analizy procesu spawania na innowacyjnym materiale, jakim jest rura kompozytowa ze stali 3r12/4l7. rura ta jest rozwiązaniem nowej generacji, które łączy w sobie dwa materiały o strukturze austenitycznej oraz ferrytyczno-perlitycznej i znajduje zastosowanie wszędzie tam, gdzie warunki zewnętrzne i wewnętrzne w jakich pracuje materiał, wymagają właściwości materiałów, które nie mogą być spełnione przez jeden materiał. dwa wspomniane stopy metalurgiczne zostały ze sobą połączone w celu osiągnięcia dobrych właściwości transferu cieplnego, wyższej odporności korozyjnej oraz niskiej rozszerzalności cieplnej. stal 3r12 (x2crni18-10) zapewnia wysoką odporność natalia konieczna przeglad welding technology review mgr inż. natalia konieczna – instytut nauki o materiałach politechniki śląskiej. autor korespondencyjny/corresponding author: natalia.konieczna@polsl.pl korozyjną, dlatego w rurze kompozytowej znajduje się od strony zewnętrznej, natomiast od strony wewnętrznej, gdzie pojawiają się większe odkształcenia plastyczne z powodu oddziaływania ciśnienia na element, zastosowano materiał 4l7 (p235gh). dążąc do spełnienia wymagań dotyczących redukcji gazów cieplarnianych oraz intensyfikacji źródeł odnawialnych, aplikacja rury 3r12/4l7 opiera się przede wszystkim na elementach takich jak ściany szczelne, wężownice przegrzewaczy pary w kotle na parametry ultra nadkrytyczne, kotle odzysknicowym, elementach przesyłowych pomiędzy komorą dopalającą a kotłem odzysknicowym w celu przekształcenia odpadów palnych oraz komunalnych na energię, a także w chłodnicach gazu syntezowego [2÷8]. warto zauważyć, że innowacyjność rur kompozytowych stosowanych bez szwu jest także związana z ich technologią wytwarzania, którą schematycznie przedstawiono na rysunku 1. technologia wytwarzania rury kompozytowej zaczyna się od odlewanych komponentów – rury zewnętrznej oraz wewnętrznej. następnie są one ze sobą łączone i wyciskane na gorąco. przed procesem wyciskania umieszcza się w środku rury trzpień, aby zapobiec zmianie średnicy wewnętrznej. poprzez proces wyciskania zmniejsza się średnica rur i następuje stałe połączenie 11przegląd  spawalnictwa vol. 89 2/2017 dwóch komponentów. kolejnym etapem wytwarzania jest walcowanie na zimno w walcarce pielgrzymowej dwuwalcowej, a operacja ta jest zastosowaną innowacją w procesie wytwarzania rury ze względu na niewielką zmianę średnicy w stosunku do wejściowego wymiaru rury. ostatnim etapem jest badanie wyrobu poprzez badania nieniszczące, w ramach których wykonuje się badania prądami wirowymi (et) [3,9]. rys. 1. proces technologii wytworzenia rury kompozytowej [3] fig. 1. the process technology for producing a composite pipe [3] w pracy [2] przedstawiono wyniki badań złączy w konfiguracji rura 3r12/4l7 – płaskownik x6crni18-10, które będą mogły być w przyszłości wykorzystane do łączenia ścian szczelnych, natomiast brak jest informacji w literaturze o łączeniu rur kompozytowych 3r12/4l7, np. w wyniku prac montażowych lub naprawczych. celem pracy jest zapoznanie czytelnika z technologią spawania złączy doczołowych 3r12/4l7, aby zapobiec w przyszłości problemom związanym ze spawaniem tego materiału. materiał i metodyka badań badania przeprowadzono na doczołowych złączach spawanych z rury kompozytowej 3r12/4l7, której skład chemiczny został przedstawiony w tablicy i, natomiast właściwości mechaniczne rury w tablicy ii. złącze doczołowe o wymiarach φ 50,80 x 5,08 mm (z czego grubość rury 3r12 wynosiła 1,30 mm, natomiast grubość rury 4l7 to 3,78 mm), zostało wykonane przy użyciu nietopliwej elektrody wolframowej w osłonie argonu (tig). parametry procesu spawania złącza doczołowego przedstawiono w tablicy iii. jako materiał dodatkowy wykorzystano drut spawalniczy ok tigrod 309lsi wg normy en iso 14343-a: w 23 12 l si oraz ok tigrod 13.09 wg normy en iso 21952-a: w mo si. drut spawalniczy 309lsi użyto do spawania stali 3r12 o strukturze austenitycznej, natomiast drutem 13.09 wykonano połączenie stali 4l7 o strukturze ferrytyczno-perlitycznej. badania metalograficzne prowadzono na zgładzie metalograficznym trawionym selektywnie. rurę ze stali ferrytyczno-perlitycznej (4l7) oraz spoinę przy rurze 4l7 trawiono chemicznie w 3% nitalu, natomiast rurę 3r12 o strukturze austenitycznej i spoinę przy rurze 3r12 trawiono elektrolitycznie w 30% wodnym roztworze kwasu szczawiowego przy napięciu 6 v w czasie 30 s. badania metalograficzne przeprowadzono na stereoskopowym mikroskopie świetlnym olympus szx 9 przy powiększeniach do 50x (sm) oraz na mikroskopie świetlnym olympus gx-71 w technice obserwacji w polu jasnym przy powiększeniach do 1000x (lm). badania strukturalne zostały uzupełnione pomiarami twardości złącza spawanego metodą vickersa przy obciążeniu wynoszącym hv1. tablica i. skład chemiczny złącza spawanego rury kompozytowej, % mas. table i. chemical composition of the welded joint of composite pipe and flat bar, % mass. stal c si mn p s cr ni mo 4l7  (p235gh) 0,192 0,274 0,696 0,007 0,010 0,076 0,050 0,018 v ti cu al nb n 0,002 0,005 0,086 0,009 0,00 0,0069 3r12   (x2crni18-10) c si mn p s cr ni mo 0,012 0,36 1,19 0,023 0,0052 18,47 10,12 0,29 v ti cu al nb n 0,050 0,009 0,35 0,003 0,01 0,052 tablica ii. właściwości mechaniczne rury 3r12/4l7 podane przez producenta table ii. mechanical properties 3r12/4l7 tube according to producer stal rp0,2 [mpa] rm [mpa] a [%] 3r12/4l7 350-351 501-505 32-34 tablica iii. parametry spawania złącza doczołowego rury kompozytowej 3r12/4l7 table iii. the parameters of butt-welded joint with the 3r12/4l7 composite tube parametry spawania tig natężenie [a] rodzaj prądu/ biegunowość napięcie [v] przepływ gazu [l/min] temperatura międzyściegowa [°c] 130 dc (-) 11 8-10 150 12 przegląd  spawalnictwa vol. 89 2/2017 wyniki i ich dyskusja analiza wyników badań wizualnych wykonanych zgodnie z wymaganiami pn-en iso 17637:2011 nie ujawniła niezgodności spawalniczych zarówno od strony lica, jak i grani, a także zaobserwowano, iż złącze spawane posiada prawidłową geometrię (rys. 2a i rys. 2b). doczołowe złącze spawane jest wyraźnie podzielone w taki sposób, że materiał rury 3r12 wraz ze spoiną jest ciemniejszy, natomiast materiał stali 4l7 wraz ze spoiną charakteryzują metalicznym połyskiem (rys. 1b), co nie jest jednoznaczne, ponieważ stal 4l7 jest stalą niestopową o zwiększonej zawartości węgla w porównaniu do stali 3r12. badania mikrostruktury pozwoliły stwierdzić, iż uzyskano pełny przetop, a spoina została wykonana prawidłowo, stosując zróżnicowany pod względem składu chemicznego materiał dodatkowy (rys. 3a). analiza mikrostruktury za pomocą mikroskopu świetlnego ujawniła rozrost ziarn austenitu w swc w porównaniu do materiału rodzimego stali 3r12 (rys. 3b). potwierdzono również, że materiał stali 3r12 charakteryzuje się strukturą austenityczną (rys. 4a), natomiast rura 4l7 posiada strukturę ferrytyczno-perlityczną (rys. 4b). lico spoiny wykonane drutem spawalniczym ok tigrod 309lsi charakteryzuje się strukturą austenityczną o budowie dendrytycznej (rys. 4c), co spełnia założone wymagania dotyczące procesu spawania. grań spoiny jest zbliżona do materiału rodzimego rury 4l7 pod względem strukturalnym, gdyż w obu przypadkach występuje struktura ferrytycznoperlityczna (rys. 4d), jednakże w materiale rodzimym rury 4l7 obserwuje się strukturę drobnoziarnistą w porównaniu do grani spoiny złącza. na rysunku 4e przedstawiono swc rury 3r12 oraz miejsce łączenia komponentu wewnętrznego (4l7) z komponentem zewnętrznym (3r12). w swc zaobserwowano rozrost ziarn austenitu pod wpływem oddziaływania cyklu cieplnego spawania. rozrost ziarn austenitu był również obserwowany na granicy wtopienia dwóch materiałów, co jest charakterystyczne dla technologii wytwarzania rur – walcowania pielgrzymowego. dla swc rury 4l7 charakterystyczna była struktura ferrytyczno-bainityczna (rys. 4f).   a )   b) rys. 2. a) makrostruktura doczołowego złącza spawanego metodą tig rury kompozytowej 3r12/4l7, b) makrostruktura doczołowego złącza spawanego złożonego z rury 3r12/4l7 fig.  2. a) macrostructure of butt-welded joint by tig composite 3r12/4l7 tube, b) macrostructure of the butt-welded joint consisting of 3r12/4l7 tube   a )   b ) rys. 3. a) mikrostruktura spoiny rury 3r12/4l7, b) mikrostruktura swc oraz spoiny od strony od strony rury 3r12 fig. 3. a) the microstructure of weld 3r12/4l7 tube, b) the microstructure of haz 3r12 tube   a )   b )   c )   d )   e )   f ) rys.  4.  a) mikrostruktura rury 3r12, b) mikrostruktura rury 4l7, c) mikrostruktura spoiny przy rurze 3r12, d) mikrostruktura spoiny przy rurze 4l7, e) swc rury 3r12 wraz z przedstawionym miejscem wtopienia materiałów, f) swc rury 4l7 fig. 4. a) the microstructure of 3r12 tube, b) the microstructure of 4l7 tube, c) the microstructure of weld 3r12 tube; d) the microstructure of weld 4l7 tube; e) heat affected zone microstructure of the 3r12 and presented place of penetration both materials, f) heat affected zone microstructure of the 4l7 pomiary twardości doczołowego złącza spawanego wykonano w miejscach oznaczonych na rysunku 5. połączenie podzielono na pięć badanych obszarów zarówno od strony stali austenitycznej 3r12, jak i od strony stali ferrytycznoperlitycznej 4l7. wyniki pomiarów twardości hv1 zostały rys. 5.  miejsca pomiaru twardości złączy spawanych doczołowo rury 3r12/4l7 metodą vickersa fig. 5. the places of measurements of vickers hardness butt-weld joint 3r12/4l7 tube rys.  6.  wyniki twardości hv1 doczołowego złącza spawanego z rury 3r12/4l7 fig. 6. the results of measurements of hv1 hardness in butt-welded joint 3r12/4l7 tube 13przegląd  spawalnictwa vol. 89 2/2017 przedstawione na rysunku 6. pomiar twardości metodą vickersa prowadzono również w obszarze stali austenitycznej, aby określić różnice twardości pomiędzy trzema kolejnymi punktami pomiaru, by różnica ta była mniejsza niż 100 hv. analiza pomiarów wskazuje, że najwyższą twardością charakteryzowała się swc rury 4l7 (116÷131 hv1), a najniższą swc rury 3r12 (98÷109 hv1). twardszą częścią spoiny okazała się być grań o strukturze ferrytyczno-perlitycznej (120÷124 hv1) aniżeli lico o strukturze austenitu (103÷110 hv1). znaczne zróżnicowanie, a także stosunkowo niskie uzyskane wyniki badania twardości złącza doczołowego mogą wynikać z odmiennych użytych materiałów dodatkowych w trakcie spawania, a także z ich wzajemnego mieszania się z materiałem rury. podsumowanie na podstawie przeprowadzonych badań metalograficznych i analizy twardości doczołowego złącza spawanego rury kompozytowej 3r12/4l7 stwierdzono, że dobrana technologia spawania metodą tig jest prawidłowa i wymaga zastosowania dwóch zróżnicowanych materiałów dodatkowych: ok tigrod 309lsi oraz ok tigrod 13.09. analiza mikrostruktury potwierdziła strukturę austenityczną dla rury 3r12 i ferrytyczno-perlityczną dla rury 4l7. spoina została wykonana tak, aby od strony lica znajdowała się struktura austenityczna o budowie dendrytycznej, natomiast od strony grani struktura ferrytyczno-perlityczna. powyższy fakt może wpływać ograniczająco na wykorzystanie materiału w przemyśle z racji złożonego procesu spawania, na który składają się wysokie umiejętności spawacza, znaczne koszty procesu oraz czasochłonność. w swc rury ze stali 4l7 występuje mikrostruktura bainityczno-ferrytyczna z węglikami, która powstała na skutek szybkiego chłodzenia tej strefy po spawaniu. mikrostruktura bainityczno-ferrytyczna jest korzystna z punktu widzenia obecności rozdrobnionych listew ferrytu, co podwyższa wytrzymałość i udarność stali w tym obszarze. w swc rury 3r12 występował rozrost ziarn austenitu, ponadto obserwowano to zjawisko na granicy wtopienia materiału 3r12 i 4l7, co jest charakterystyczne dla procesu walcowania. wyniki pomiarów twardości hv1 wykazały, że najwyższym przyrostem twardości charakteryzowała się swc rury 4l7, co może być spowodowane wymieszaniem się materiału dodatkowego z materiałem spoiny, natomiast najniższą twardość wykazywał obszar swc rury 3r12. na podstawie badań stwierdzono, że złącze spawane jest wolne od niezgodności spawalniczych, a w obrębie spoiny dochodzi do pełnego przetopu. doczołowe złącze spawane spełnia wymagania dla klasy jakości b wg normy pn-en iso 5817. uzyskane wyniki badań doczołowego złącza spawanego rury 3r12/4l7 mogą być podstawą do kwalifikowania technologii spawalniczej wg normy pn-en iso 15614-1:2008 oraz do projektowania złączy ze stali 3r12/4l7, a także są źródłem informacji dla konstruktorów oraz technologów. badania wykonano w ramach projektu „badania i rozwój nowoczesnych technologii”, działanie 1 .4 wsparcie projektów celowych, nr piog .01 .04 .00-24-048/13 . projekt współfinansowany był przez narodowe centrum badań i rozwoju . literatura [1] a. hernas, t. wala, s., m. staszewski: charakterystyka i dobór stali na przegrzewacze o nadkrytycznych parametrach pary, inżynieria materiałowa, nr 3 (169), s. 143-151, 2009. [2] n. konieczna, s. lalik: badanie złączy spawanych innowacyjnej rury kompozytowej dla energetyki, przegląd spawalnictwa, nr 7 (vol. 88), s. 5-9, 2016. [3] sandvik 3r12/4l7, “composite tubes for recovery boilers and other boiler applications”, sandvik materials technology, 2012. [4] j. adamski, a. balcerzyk, s. lalik: badania przemysłowe gazoszczelnych ścian rurowych i wężownic ze stali nowej generacji, energetyka, nr 10, s.645-647, 2015. [5] p. jamrozik, m. sozańska, j. pasternak: właściwości mechaniczne złączy spawanych ze stali sanicro 25 oraz stopu hr6w, przegląd spawalnictwa, nr 10, s. 39-45, 2013. [6] p. urbańczyk, j. słania, g. golański, m. matusik: wpływ pełzania na uszkodzenia złącza spawanego rurociągu pary świeżej, przegląd spawalnictwa, nr 4, s. 23-31, 2014. [7] m. blicharski: zmiany mikrostruktury w połączeniach spawanych różnoimiennych materiałów stosowanych w energetyce, przegląd spawalnictwa, nr 3, s. 2-13, 2013. [8] hernas a., dobrzański j., pasternak j., fudali s.: charakterystyki nowej generacji materiałów dla energetyki, wydawnictwo politechniki śląskiej, gliwice, 2015. [9] kazanecki j.: wytwarzanie rur bez szwu, uczelniane wydawnictwa naukowo – dydaktyczne, 2003. 201310_pspaw_fg98.pdf 65przegląd spawalnictwa 10/2013 dariusz fydrych grzegorz rogalski jacek tomków jerzy łabanowski skłonność do tworzenia pęknięć zimnych złączy ze stali s420g2+m spawanej pod wodą metodą mokrą susceptibility to cold cracking of underwater   wet welded s420g2+m steel inż a i z yd y d inż ze o z ro a ki m inż a ek tomk w d a inż e zy a anow ki o p – politechnika gdańska. a t a t the transfer of the welding process into the water environment results primarily in increasing the cooling rate of the weld and growth of diffusible hydrogen content in the deposited metal. the water environment causes significant deterioration of weldability of steel, however, an appropriate welding technology allows for obtaining joints with properties similar to those made in the air. the current study assessed the usefulness of finegrained steel after thermo-mechanical rolling used for hydro-technical structures requiring the underwater welding. results of weldability technological tests shown that joints of low carbon s420g2 + m steel welded under wet conditions are partly sensitive to cold cracking. st e z zenie przeniesienie procesu spawania do środowiska wodnego skutkuje przede wszystkim zwiększeniem prędkości stygnięcia złącza oraz wzrostem zawartości wodoru dyfundującego w stopiwie. środowisko wodne powoduje istotne pogorszenie spawalności stali jednak zastosowanie odpowiedniej technologii spawania pozwala na uzyskanie złączy o właściwościach zbliżonych do wykonywanych na powietrzu. w pracy oceniono przydatność drobnoziarnistej stali po walcowaniu cieplno-mechanicznym na konstrukcje hydrotechniczne wymagające spawania podwodnego. na podstawie wyników technologicznych prób spawalności stwierdzono, że złącza wykonane z niskowęglowej stali s420g2+m spawane w warunkach mokrych charakteryzują się częściową skłonnością do tworzenia pęknięć zimnych. t spawanie pod wodą jest najczęściej realizowane w warunkach bezpośredniego kontaktu z wodą (metodą mokrą) przy wykorzystaniu procesu spawania elektrodami otulonymi (111) [1-9]. woda jako środowisko spawania stanowi źródło wodoru potencjalnego i powoduje wzrost prędkości stygnięcia złączy. z tego powodu, w porównaniu do spawania w środowisku powietrznym, spawalność stali jest znacznie ograniczona przez wyższą skłonność do tworzenia pęknięć zimnych [1-4, 10]. ponadto spawanie mokre prowadzone jest zazwyczaj w warunkach ograniczonej widzialności i pogorszonej stabilności jarzenia się łuku, co również przyczynia się do powstawania niezgodności spawalniczych. środowisko eksploatacji konstrukcji przybrzeżnych oraz morskich wymusza stosowanie stali drobnoziarnistych o podwyższonej i wysokiej wytrzymałości, przy czym udział tych ostatnich może wynosić do 10% [11]. pomimo coraz szerszego zastosowania wysokowytrzymałych stali drobnoziarnistych w literaturze brakuje informacji o ich spawalności w warunkach podwodnych, co stanowi znaczne utrudnienie w przypadku konieczności przeprowadzenia napraw metodami spawalniczymi. pewien pogląd na to zagadnienie mogą dać powszechnie dostępne wyniki badań spawalności stali drobnoziarnistych walcowanych cieplnomechanicznie wykonane w środowisku powietrznym. 66 przegląd spawalnictwa 10/2013 spawalność tych stali jest lepsza niż stali normalizowanych o zbliżonej wytrzymałości (wartości granicy plastyczności), co wynika z niższej wartości równoważnika węgla [12, 13]. daje to podstawy przypuszczeń, że stale po walcowaniu cieplno-mechanicznym będą harakteryzowały się zadowalającą spawalnością w przypadku spawania pod wodą. hipoteza ta wymaga weryfikacji eksperymentalnej poprzez przeprowadzenie systematycznych badań spawalności różnych gatunków stali o granicy plastyczności w zakresie 355-500 mpa. adania wła ne celem badań było określenie skłonności do tworzenia pęknięć zimnych stali o podwyższonej wytrzymałości s420g2+m spawanej metodą mokrą elektrodami otulonymi. badania zrealizowano wg następującego planu: wykonanie złączy próbnych wg pn-en iso 17642-2 [14]: – ze spoinami pachwinowymi (cts) w środowisku powietrznym i wodnym, – ze spoinami czołowymi (tekken) w środowisku powietrznym i wodnym. badania złączy próbnych: – badania wizualne (vt), – badania penetracyjne (pt), – badania metalograficzne makroi mikroskopowe, – pomiary twardości, – oznaczenie ilości wodoru dyfundującego w stopiwie. zawartość pierwiastka, % wag. c si mn p s cr mo ni al cu ti b cemis * 0,11 0,46 1,38 0,014 0,004 0,03 – 0,01 0,04 0,00 0,005 0,001 0,35 ** 0,10 0,44 1,57 0,012 0,000 0,03 – 0,03 0,04 0,01 0,003 0,002 0,37 ta i a i skład chemiczny stali s420g2+m ta e i chemical composition of s420g2+m steel do badań wykorzystana została stal konstrukcyjna s420g2+m wg pn-en 10025-4 [15] o grubości 16 mm. skład chemiczny stali oraz jej właściwości mechaniczne podano w tablicach i i ii. złącza próbne zostały wykonane zgodnie z wymogami normy [14] na stanowisku do spawania pod wodą na głębokości 200 mm z wykorzystaniem elektrod otulonych o średnicy 4mm: – spoiny mocujące: elektrody o otulinie zasadowej eb 146 firmy esab (wszystkie próbki), – spoiny próbne: komercyjne elektrody o otulinie rutylowej omnia firmy lincoln electric oraz przeznaczone do spawania pod wodą elektrody o otulinie rutylowej barracuda gold firmy speciality welds. próbki oznaczono symbolami obejmującymi nazwę próby, litery: w (spawanie pod wodą) albo p (spawanie w środowisku powietrznym) i kolejny numer. skład chemiczny elektrod użytych do wykonania spoin próbnych został przedstawiony w tablicy iii. parametry spawania próbek cts i tekken na powietrzu oraz pod wodą zestawiono w tablicach iv i v. biegunowość spawania przyjęto zgodnie z zaleceniami producentów elektrod. badania wizualne i penetracyjne wszystkich złączy próbnych przeprowadzono zgodnie z zaleceniami norm [18-20] po upływie 72 godzin od zakończenia spawania. w badanych próbkach stwierdzono liczne podtopienia, przyklejenia, nierównomierności lica i rozpryski. nie stwierdzono występowania pęknięć w złączach próbnych cts wykonanych pod wodą, natomiast wykryto pękniecie w kraterze w próbce ctsp8. w próbkach tekken podczas spawania w środowisku powietrznym pęknięcia w kraterze pojawiły się w spoinach wykonanych elektrodami omnia oraz barracuda. podczas spawania podwodnego elektrodami barracuda wykryto pęknięcia w osi spoiny. re, mpa rm, mpa a, % 520 612 27,1 ta i a ii właściwości mechaniczne badanej stali s420g2+m wg atestu wytwórcy ta e ii mechanical properties of s420g2+m steel ta i a iii skład chemiczny elektrod, % wag. [16, 17] ta e iii chemical composition of electrodes, wt.% [16, 17] elektroda rodzaj otuliny c si mn p s cr cu nb ti omnia rutylowa 0,07 0,5 0,5 – – – – – – barracuda rutylowa 0,04 0,23 0,34 0,017 0,008 0,02 0,016 0,02 0,017 67przegląd spawalnictwa 10/2013 nr próbki elektroda środowisko bieguno-wość natężenie prądu i, a napięcie łuku u, v czas spawania t, s energia liniowa spawania q kj/mm tekken p7, p8 omnia powietrze dodatnia 148 21 21 1,16 tekken p11, p12 barracuda powietrze ujemna 178 29 19,8 1,81 tekken w8 omnia woda dodatnia 184 26 16,3 1,38 tekken w9, w10 omnia woda dodatnia 184 25,8 21,4 1,80 tekken w11, w12 barracuda woda ujemna 184 27,8 13,2 1,20 tekken w13, w14 barracuda woda ujemna 184 26,5 14,8 1,28 ta i a iv parametry spawania próbek cts ta e iv conditions of cts tests ta i a v parametry spawania próbek tekken ta e v conditions of tekken tests nr. próbki elektroda środowisko biegunowość natężenie prądu i, a napięcie łuku u, v czas spawania t, s energia liniowa spawania q, kj/ mm ctsp7 omnia powietrze dodatnia 152 23 23,2 1,54 ctsp8 omnia powietrze dodatnia 148 24 18,6 1,26 ctsp11 barracuda powietrze ujemna 177 28 24,8 2,38 ctsp12 barracuda powietrze ujemna 178 27 22,2 2,03 ctsw9 omnia woda dodatnia 184 24 10 0,82 ctsw10 omnia woda dodatnia 188 25 11,3 1,02 ctsw11 omnia woda dodatnia 176 28 11 1,06 ctsw12 omnia woda dodatnia 184 27 14,3 1,35 ctsw17 barracuda woda ujemna 184 26 15 1,38 ctsw18 barracuda woda ujemna 184 27 10,2 0,97 ctsw19 barracuda woda ujemna 184 26 16 1,47 ctsw20 barracuda woda ujemna 184 27 13,8 1,31 adania meta o a zne mak o ko owe badania metalograficzne makroskopowe przeprowadzono zgodnie z wytycznymi normy [21]. przykładowe fotografie przekrojów złączy spawanych wykonanych pod wodą przedstawiono na rysunku 1. wyniki badań makroskopowych w większości potwierdziły wyniki badań wizualnych i penetracyjnych ujawniając ponadto występowanie wewnętrznych niezgodności spawalniczych, takich jak pęcherze i pęknięcia zainicjowane w grani. adania meta o a zne mik o ko owe badania metalograficzne mikroskopowe wykonano według normy [21]. na rysunku 2 przedstawiono typową budowę strukturalną obszarów złączy spawanych z badanej stali wykonanych w warunkach mokrych. w materiale rodzimym stali obserwowano drobnoziarnistą strukturę złożoną z ferrytu i niewielkim udziałem struktury perlitycznej. występowały ziarna ferrytu o zróżnicowanej wielkości 3-10 µm, natomiast ziarna perlitu układały się pasmowo zgodnie z kierunkiem 68 przegląd spawalnictwa 10/2013 ry 1 przekroje poprzeczne złączy próbnych wykonanych pod wodą: a) ctsw10 (elektroda omnia). widoczny pęcherz gazowy; b) ctsw17 (elektroda barracuda). brak niezgodności spawalniczych; c) tekkenw8 (elektroda omnia). widoczne pęknięcie w spoinie zainicjowane w grani; d) tekkenw13 (elektroda barracuda). widoczne pęknięcie w spoinie zainicjowane w grani oraz pęcherz gazowy. traw. nital i 1 cross sections of test joints made under water: a) ctsw10 (electrode omnia). visible single pore; b) ctsw17 (electrode barracuda). there are no imperfections; c) tekkenw8 (electrode omnia). visible crack in the weld initiated in the root; d) tekkenw13 (electrode barracuda). visible crack initiated in the root and large pore. etch. nital ry 2 mikrostruktura złącza ze stali s420g2+m wykonanego pod wodą; a) materiał rodzimy, b) spoina (elektroda omnia), c) swc obszar przegrzania. pow. 200x i 2 microstructure of s420g2+m steel joint welded under water; a) base material, b) weld (omnia electrode), c) overheated zone in haz. magn. 200x walcowania. struktura spoiny składa się z ferrytu w układzie kolumnowym. w obszarze przegrzania swc wyraźnie zaznaczone są granice byłego austenitu na tle których widoczny jest quasiperlit oraz iglaste struktury hartowania. podczas obserwacji mikroskopowych przy powiększeniu 200× nie wykryto pęknięć w badanych obszarach próbek spawanych zarówno na powietrzu, jak i pod wodą. pomia y twa do i pomiary twardości przeprowadzono zgodnie z normą [22] sposobem vickersa przy obciążeniu 98 n (hv10) w linii przebiegającej 2 mm poniżej lica spoin próbnych. przykładowe rozkłady twardości na przekrojach złączy spawanych pokazano na rysunkach 3 i 4. w tablicy vi zestawiono wyniki pomiarów w postaci twardości maksymalnych swc badanych złączy. twardości maksymalne w swc złączy próbnych cts nie przekraczały wartości granicznej 380 hv10 ry 3 rozkład twardości złącza próbki tekkenp8, spawanej na powietrzu i 3 hardness distribution across tekkenp8 joint welded at the air ry 4 rozkład twardości złącza próbki tekkenw10 spawanej pod wodą i 4 hardness distribution across tekkenw10 joint welded under water a) ) ) d) 69przegląd spawalnictwa 10/2013 przy spawaniu na powietrzu pod wodą. natomiast w przypadku próbek tekken w złączach wykonanych pod wodą stwierdzono w linii wtopienia wartości wyższe od 380 hv10. różnica twardości maksymalnych wszystkich próbek tekken i cts wykonanych elektrodami barracuda odnotowana po spawaniu w różnych środowiskach wynosiła ok. 100 hv10. zna zenie i o i wodo dy nd e o w to iwie ilość wodoru dyfundującego w stopiwie użytych elektrod uzyskanym w środowisku wodnym i powietrznym oznaczono metodą glicerynową [9]. wyniki w postaci średniej z trzech pomiarów przedstawiono w tablicy 7. stwierdzone zawartości wodoru dyfundującego w stopiwie próbek spawanych na powietrzu i pod wodą są charakterystyczne dla elektrod o otulinie rutylowej (odpowiednio zakresy od 30 do 50 i od 40 do 100 ml/100gfe) [10, 13]. w rozważanym przypadku spawanie w środowisku wodnym spowodowało tylko nieznaczne zwiększenie ilości wodoru dyfundującego w stopiwie – do poziomu ok. 55 ml/100g fe. ta i a vi wyniki pomiarów twardości ta e vi. results of hardness tests próba elektroda środowisko wodne, hv10max środowisko powietrzne, hv10max cts omnia 333 314 barracuda 376 278 tekken omnia 366 269 barracuda 405 287 gatunek elektrody środowisko wodne hd, ml/100g fe środowisko powietrzne hd, ml/100g fe omnia 52,8 35,1 barracuda 55,6 48,5 ta i a vii wyniki pomiarów ilości wodoru dyfundującego w stopiwie ta e vii results of determination of diffusible hydrogen content in deposited metal nr próbki środowisko elektroda hdśr ml/100g fe badania nieniszczące (vt i pt) badania metalograficzne ctsp7 powietrze omnia 35,1 brak pęknięć brak pęknięć ctsp8 powietrze omnia pęknięcie w kraterze brak pęknięć ctsp11 powietrze barracuda 48,5 brak pęknięć brak pęknięć ctsp12 powietrze barracuda brak pęknięć brak pęknięć ctsw9 woda omnia 52,8 brak pęknięć brak pęknięć ctsw10 woda omnia brak pęknięć brak pęknięć ctsw11 woda omnia brak pęknięć brak pęknięć ctsw12 woda omnia brak pęknięć brak pęknięć ctsw17 woda barracuda 55,6 brak pęknięć brak pęknięć ctsw18 woda barracuda brak pęknięć brak pęknięć ctsw19 woda barracuda brak pęknięć brak pęknięć ctsw20 woda barracuda brak pęknięć brak pęknięć ta i a viii wyniki badań złączy cts ta e viii. results of investigations of cts joints pod mowanie w pracy określono skłonność do tworzenia pęknięć zimnych złączy spawanych ze stali s420g2+m w aspekcie potencjalnej możliwości przeprowadzania napraw konstrukcji hydrotechnicznych. na podstawie wyników badań złączy próbnych typu cts i tekken (tablice viii i ix) wykonanych przy użyciu dwóch gatunków elektrod otulonych: omnia i barracuda stwierdzono, że w przypadku spawania w środowisku powietrznym badana stal jest dobrze spawalna zarówno w przypadku wykonywania spoin pachwinowych, jak i czołowych. jednak podczas jej spawania pod wodą dla złączy doczołowych następuje wzrost skłonności do tworzenia 70 przegląd spawalnictwa 10/2013 nr próbki środowisko elektroda hdśr, ml/100g fe badania nieniszczące (vt i pt) badania metalograficzne tekken p7, p8 powietrze omnia 35,1 pęknięcie w kraterze brak pęknięć tekken p11, p12 powietrze barracuda 48,5 pęknięcie w kraterze brak pęknięć tekken w8 woda omnia 52,8 brak pęknięć pęknięcie tekken w9, w10 woda omnia brak pęknięć brak pęknięć tekken w11, w12 woda barracuda 55,6 pęknięcie pęknięcie tekken w13, w14 woda barracuda pęknięcie pęknięcie ta i a i wyniki badań złączy tekken ta e i results of investigations of tekken joints pęknięć zimnych w spoinie do poziomu skłonności częściowej. zweryfikowanie dokonanej oceny spawalności wymaga przeprowadzenia badań metodą ilościową, np. próbą implant wg normy [23]. pęknięcia zimne pojawiły się w spoinach, natomiast wolna od nich była swc. zjawisko to jest charakterystyczne dla stali po obróbce cieplno-mechanicznej [12, 13]. w swc próbek tekken i cts występowały struktury hartowania charakterystyczne dla złączy wykonywanych w warunkach dużej prędkości stygnięcia, jednak obecności pęknięć w tej strefie nie wykryto. analiza rozkładów twardości złączy próbnych wykazała, że wzrost prędkości stygnięcia spowodowany przeniesieniem spawania pod powierzchnię wody był przyczyną wzrostu twardości maksymalnej o ok. 100 hv10, a pomierzone wartości znajdują się w zakresie 333-405 hv10 (tablica vi). w przypadku przyjęcia za kryterium akceptacji wymagań pn-en iso 15614-1 (380 hv10 dla badanej stali) wszystkie badane złącza, z wyjątkiem próbek tekken wykonanych elektrodami barracuda pod wodą, je spełniają [24]. oznaczone metodą glicerynową zawartości wodoru dyfundującego w stopiwie zgodnie z oczekiwaniami kwalifikują wszystkie przeprowadzone badania do wysokowodorowych procesów spawalniczych. zmniejszenie stopnia nawodorowania próbek w ograniczonym zakresie można osiągnąć poprzez zmiany parametrów spawania [9, 10]. w praktyce większość podwodnych prac spawalniczych wykonuje się z zastosowaniem spoin pachwinowych, więc otrzymane wyniki są obiecujące w odniesieniu do realizacji napraw konstrukcji pracujących pod wodą. ponieważ efektywną metodą poprawy spawalności stali w warunkach spawania podwodnego może być zastosowanie techniki ściegu odpuszczającego, dalsze badania powinny być ukierunkowane na zweryfikowanie skuteczności tej technologii [25]. nio ki 1. na podstawie wyników technologicznych prób spawalności niskowęglowej stali drobnoziarnistej gatunku s420g2+m można stwierdzić, że: – złącza cts wykonane elektrodami otulonymi na powietrzu i pod wodą w warunkach mokrych charakteryzują się zadowalająca spawalnością, – złącza tekken wykonane elektrodami otulonymi na powietrzu charakteryzują się zadowalająca spawalnością, jednak przeniesienie procesu pod wodę spowodowało wzrost skłonności do tworzenia pęknięć zimnych w spoinie, co dało podstawy do oceny tej skłonności jako częściowej. 2. przeniesienie spawania pod wodę było przyczyną wzrostu twardości maksymalnej w swc o ok. 100 hv10, jednak w większości przypadków złącza próbne spełniają kryterium akceptacji wymagań wg normy pn-en iso 15614-1. 3. wyniki pomiarów zawartości wodoru dyfundującego w stopiwie uzyskane w środowisku powietrznym i wodnym są typowe dla zastosowanych elektrod o otulinie rutylowej, również w aspekcie wzrostu stężenia wodoru w próbkach wykonanych pod wodą. 4. dalsze badania powinny być ukierunkowane na zweryfikowanie pozytywnego wpływu spawania wielościegowego na spawalność badanej stali. 71przegląd spawalnictwa 10/2013 lite at a [1] aws d3.6m:2010 underwater welding code. [2] łabanowski j., fydrych d., rogalski g.: underwater welding – a review. advances in materials science, 3/2008. [3] cotton h. c.: welding under water and in the splash zone – a review. proceedings of the international conference „underwater welding”, trondheim, norway 1983. [4] maksimov s. yu.: underwater arc welding of higher strength low-alloy steels. welding international vol. 24, iss. 6, june 2010, p. 449-454. [5] rodriguez-sanchez j. e., rodriguez-castellanos a., perezguerrero f., carbajal-romero m. f., liu s.: offshore fatigue crack repair by grinding and wet welding. fatigue and fracture of engineering materials and structures, 34/2010. [6] pessoa e., bracarense a., zica e., liu s., perez-guerrero f.: porosity variation along multi-pass underwater wet welds and its influence on mechanical properties. journal of materials processing technology. vol. 179, issues 1–3, 20 october 2006, pp. 239–243. [7] liu d., zhang h., yang k., tang d., feng j.: microstructure evolution of haz in the multi-pass underwater wet welded joints. china welding vol. 22, no. 1, 2013, p. 30-34. [8] fydrych d., łabanowski j., rogalski g.: weldability of high strength steels in wet welding conditions. polish maritime research vol. 20, iss. 2, 2013, p. 67-73. [9] fydrych d., rogalski g.: effect of shielded-electrode wet welding conditions on diffusion hydrogen content in deposited metal. welding international vol. 25, iss. 3, march 2011, p. 166-171. [10] fydrych d.: pękanie zimne stali spawanej w środowisku wodnym. przegląd spawalnictwa 10/2012. [11] ćwiek j.: niszczenie wodorowe stali spawalnych o wysokiej wytrzymałości. wydawnictwo politechniki gdańskiej, gdańsk 2006. [12] brózda j.: stale konstrukcyjne i ich spawalność. instytut spawalnictwa. gliwice 2009. [13] tasak e.: spawalność stali. wydawnictwo fotobit. kraków 2002. [14] pn-en iso 17642-2:2005 spawalnictwo. badania niszczące spoin w metalach. badania pękania na zimno złączy spawanych. metody spawania łukowego. cześć 2: próby z utwierdzeniem własnym. [15] pn-en 10025-4:2007 wyroby walcowane na gorąco ze stali konstrukcyjnych. część 4: warunki techniczne dostawy spawalnych stali konstrukcyjnych drobnoziarnistych po walcowaniu termomechanicznym. [16] http://www.lincolnelectric.com/ [17] http://www.specialwelds.com/ [18] pn-en iso 17637:2011 badania nieniszczące złączy spawanych. badania wizualne złączy spawanych. [19] pn-en 571-1:1999 badania nieniszczące. badania penetracyjne. zasady ogólne. [20] pn-en iso 23277:2010 badanie nieniszczące spoin. badanie penetracyjne spoin. poziomy akceptacji. [21] pn-en 1321:2000 spawalnictwo. badania niszczące metalowych złączy spawanych. badania makroskopowe i mikroskopowe złączy spawanych. [22] pn-en 1043-1:2000 spawalnictwo. badania niszczące metalowych złączy spawanych. próba twardości. próba twardości złączy spawanych łukowo. [23] pn-en iso 15614-1:2008 specyfikacja i kwalifikowanie technologii spawania metali. badanie technologii spawania. część 1: spawanie łukowe i gazowe stali oraz spawanie łukowe niklu i stopów niklu. [24] pn-en iso 17642-3:2005 spawalnictwo. badania niszczące spoin w metalach. badania pękania na zimno złączy spawanych. metody spawania łukowego. cześć 3: badania z obciążeniem zewnętrznym. [25] fydrych d., łabanowski j.: zastosowanie techniki ściegu odpuszczającego do spawania mokrego. przegląd spawalnictwa 2/2013. imię i nazwisko kontakt do osoby zamawiającej: adres nip amawiam k i żk plany spawania teoria i praktyka w redak i p ze d s awa ni twa w i o i e z cena 1 egzemplarza książki jacka słani: p any awania teo ia i aktyka 80 zł (w tym 5% vat) r r r r r r a c a p ze d s awa ni twa a si p ul. świętokrzyska 14a, 00-050 warszawa tel.: 22 827 25 42, faks: 22 336 14 79 e-mail: pspaw@ps.pl łaty na eży dokona na a nek ankowy bank bph s.a. oddział w warszawie 45 1060 0076 0000 3200 0043 1836 podpis firma n n n oświadczam, że jestem podatnikiem vat i upoważniam firmę do wystawienia faktury bez podpisu 201311_pspaw_4ju5.pdf 36 przegląd spawalnictwa 11/2013 paweł kołodziejczak andrzej kolasa krzysztof skrzyniecki paweł cegielski spawanie stopu magnezu z grupy am metodą mig welding of magnesium alloy from am group   by mig method r inż paweł ołodzie czak dr a inż andrze ola a pro p mgr inż rzy zto skrzyniecki dr inż paweł cegiel ki – politechnika warszawska. a tract the paper presents results of joining magnesium alloys from am group by mig method with the use of filler material from az group of magnesium alloys. welding tests were carried out making butt joints of 3 mm thick plates of casting alloy am50 using az31 alloy electrode wire of diameter 1.2 mm and argon as the shielding gas. the quality of obtained joints were assessed on the basis of visual inspection and macrostructure examination. additionally the sem measurement of main elements distribution in welds also done. stre zczenie artykuł dotyczy technologicznych aspektów łączenia stopów magnezu z grupy am metodą mig z zastosowaniem materiału dodatkowego z grupy az. w ramach pracy wykonano złącza doczołowe płaskowników o grubości 3 mm wykonanych z odlewniczego stopu magnezu am50 z zastosowaniem drutu elektrodowego o średnicy 1,2 mm wykonanego ze stopu az31. złącza wykonano przy różnych wartościach natężenia prądu spawania. jakość złączy oceniano na podstawie badań wizualnych i badań mikroskopowych. t p stopy na bazie magnezu, jako najlżejsze metaliczne materiały konstrukcyjne, jeszcze do niedawna miały dość ograniczone zastosowanie w przemyśle samochodowym i lotniczym. głównie z uwagi na niski moduł sprężystości, ograniczoną wytrzymałość i odporność na pełzanie w podwyższonych temperaturach. także wysoka aktywność chemiczna i wynikająca z niej niska odporność korozyjna powodowały zmniejszone zainteresowanie konstruktorów tymi materiałami [1]. niewielkie procentowo dodatki pierwiastków stopowych takich jak al, cu, zn, mn i pierwiastki ziem rzadkich znacznie poprawiają zarówno właściwości mechaniczne, jak i chemiczne uzyskanych stopów w porównaniu z czystym magnezem. brak badań nad technologią produkcji i dalszą obróbką (kształtowaniem detali i technologią łączenia) stopów na bazie magnezu istotnie hamuje przemysłowe zastosowanie nowych stopów o polepszonych właściwościach w przemyśle. odrębnym zagadnieniem dotyczącym elementów ze stopów magnezu jest ich przetwarzanie, w tym łączenie. w początkowej fazie rozwoju technik łączenia magnezu próbowano wykorzystywać tradycyjne metody spawania, jednakże, ze względu na niezadowalające wyniki jakościowe złączy, zaczęto wdrażać nowoczesne metody, np. spawanie laserowe [1÷3]. obecnie prowadzone są badania nad technikami łączenia stopów magnezu, które umożliwią zwiększenie wydajności spawania i zmniejszenie kosztów produkcji, przy zredukowaniu negatywnego wpływu procesu produkcyjnego na środowisko. niniejsza praca dotyczy technologicznych aspektów łączenia stopów magnezu z grupy am metodą mig. pilna potrzeba rozwoju tych badań została uwarunkowana zaostrzeniem wymagań dotyczących ochrony środowiska, takich jak hałas, emisja gazów spalinowych [4], przy jednoczesnym dążeniu do podwyższenia bezpieczeństwa środków transportu, takich jak np. dodatkowe wzmocnienia, rozbudowane strefy zgniotu, układy hamowania itp. [5]. redukcja masy samochodu o 100 kg powoduje spadek zużycia paliwa o 5% [6]. czynniki te wraz ze wzrostem oczekiwań klientów dotyczących komfortu podróżowania (np. klimatyzacja), przy wykorzystaniu tradycyjnych materiałów 37przegląd spawalnictwa 11/2013 prowadziłyby do znacznego zwiększenia masy pojazdu, a w konsekwencji wzrostu zużycia paliwa i zanieczyszczenia środowiska. w związku z tym konstruktorzy podjęli próby zastępowania elementów stalowych częściami ze stopów aluminium, a ponieważ efekt był niezadowalający, to obecnie części te wykonywane są ze stopów magnezu. badania nad technologią spawania prowadzone są głównie na stopach mgalzn oraz mgzncu. mimo niewielkiego zainteresowania stopami mgalmn, można przypuszczać, że wysoka odporność na korozję, głównie wywoływaną przez słoną wodę, tej grupy stopów przyczyni się do wzrostu ich zastosowań, w szczególności na blachy karoseryjne [7]. przygotowanie złączy pawanyc do badań wykorzystano stop odlewniczy am50 z grupy mgalmn o składzie chemicznym podanym w tablicy i. jako materiał dodatkowy zastosowano drut o średnicy 1,2 mm wykonany ze stopu az31, o składzie chemicznym przedstawionym również w tablicy i. oznaczenie stopu dodatki stopowe, % wag. al mn zn am50 5 0,3 < 0,2 az31 3 0,17 1 ta lica i skład chemiczny stopów am50 i az31 ta le i chemical composition of am50 and az31 alloys złącza wykonywano ręcznie metodą mig, zmieniając natężenie prądu spawania, jako gaz osłonowy stosowano czysty argon. do wykonania złączy spawanych użyto płaskowników ze stopu am50 o wymiarach 50 x 100 x 3 mm. materiał wyjściowy miał postać prostopadłościanu wyciętego z odlewu. w celu wyeliminowania wpływu struktury wynikającej z technologii wytwarzania (struktura dendrytyczna – ukierunkowana) wykonano badania metalograficzne na dwóch prostopadłych do siebie powierzchniach, po ich uprzednim wypolerowaniu i wytrawieniu. obrazy makrostruktur pochodzących z tych powierzchni nie różniły się od siebie, co świadczyło o braku anizotropii struktury w badanym materiale. następnie w sposób mechaniczny (przy użyciu piły taśmowej) wycięto płaskowniki o grubości 3 mm, zachowując dokładność ±0,1 mm. tak przygotowane płaskowniki spawano łukowo metodą mig wzdłuż krawędzi o długości 100 mm. powierzchnie styku łączonych próbek przed zamontowaniem w uchwycie ustalająco–mocującym czyszczono z warstwy trudnotopliwych tlenków. przygotowanie tych powierzchni prowadzono w dwóch etapach: przez mechaniczne usunięcie warstwy tlenków (przeszlifowanie papierem ściernym) i następnie umycie acetonem tych powierzchni. ze względu na wysoką aktywność chemiczną stopów magnezu operacje te wykonywano bezpośrednio przed spawaniem. w pierwszym etapie wykonano spoiny sczepne, zachowując odstęp 2 mm między łączonymi płaskownikami, następnie tak przygotowane próbki montowano na specjalnie wykonanej podkładce w celu prawidłowego uformowania grani. adania wiz alne pierwszym etapem badań otrzymanych złączy były badania wizualne polegające na obserwacji otrzymanych złączy okiem nieuzbrojonym od strony lica i strony grani (tabl. ii). podczas tych badań starano się ocenić prawidłowość uzyskania przetopu i poprawność geometryczną spoin. spoina wykonana przy natężeniu prądu 66 a charakteryzuje się regularnym kształtem, przy nieznacznie zróżnicowanej szerokości, co było spowodowane zmienną prędkością ręcznego prowadzenia uchwytu elektrodowego. lico jest nadmiernie wypukłe, z widoczną łuską charakterystyczną dla spawania metali lekkich. powierzchnia blachy na granicy wtopienia jest odbarwiona na skutek działania ciepła łuku, strefa ta jest wąska. obserwacje złącza od strony grani nie wykazały znaczących nieprawidłowości w jego kształcie, jest ono regularne bez widocznych porowatości. natomiast dla spoiny wykonanej przy natężeniu 73 a można zauważyć znaczącą nieregularność lica spoiny, jak również powiększanie się jego szerokości na długości złącza. obserwacja od strony grani potwierdza fakt, że złącze to było wykonane z większą energią liniową niż złącze wykonane przy prądzie 66 a. zwiększenie energii liniowej wynikało bezpośrednio ze zwiększenia natężenia prądu spawania, ale także mogło być spowodowane zmianą prędkości spawania. zwiększenie natężenia prądu o 3 a praktycznie nie wpłynęło na kształt spoiny, zaś widoczna zmiana szerokości spoiny wynika bezpośrednio ze zmiany prędkości spawania, a tym samym energii liniowej. w przypadku spoiny wykonanej przy natężeniu 82 a zaobserwowano znacznie większą szerokość spoiny wynikającą z większej energii liniowej spowodowanej wzrostem natężenia prądu. jednakowa szerokość spoiny na jej całej długości świadczy o stabilnym prowadzeniu palnika podczas spawania. na podstawie braku charakterystycznej łuski można stwierdzić, że otrzymane jeziorko podczas spawania miało duże rozmiary i pozostawało ciekłe znacznie dłużej niż dla próbek wykonanych przy niższej energii liniowej. na podstawie złącza wykonanego przy natężeniu 94 a zaobserwowano, że było wykonane przy zbyt dużej energii liniowej, o czym świadczy szerokość lica i obniżenie powierzchni łączonych płaskowników będącej w obszarze spoiny. mimo korygowania tej energii przez zwiększenie prędkości spawania przez operatora, było to 38 przegląd spawalnictwa 11/2013 niemożliwe do precyzyjnego kontrolowania. złącze wykonane przy prądzie 105 a jest wykonane nieprawidłowo ze względu na przepalenie materiału w ostatniej fazie spawania i wystąpienie pęknięcia wzdłuż osi spoiny (pęknięcie gorące), co w bezpośredni sposób świadczy o nadmiernej ilości energii wprowadzonej do materiału w czasie procesu spawania. adania metalogra czne w celu przygotowania próbek do badań makroskopowych otrzymane złącza przecięto mechanicznie prostopadle do osi spoiny, wyszlifowano i wypolerowano. lico grań 66 a 73 a 76 a 82 a 94 a 105 a ta lica ii spoiny wykonane przy różnym natężeniu prądu spawania ta le ii welds made with different welding current tak wykonane powierzchnie trawiono nitalem przez ok. 30 s. uzyskane zgłady metalograficzne poddano obserwacjom na mikroskopie świetlnym olympus xi70 z cyfrową rejestracją obrazu. na podstawie badań wizualnych do dalszej analizy metalograficznej wybrano spoiny wykonane przy natężeniu prądu od 66 a do 94 a, eliminując złącze wykonane przy natężeniu 105 a ze względu na ubytek materiału w końcowej strefie złącza i wystąpienie pęknięcia wzdłuż osi spoiny. spoina przedstawiona na rysunku 1, wykonana przy natężeniu prądu 66 a, charakteryzuję się pełnym przetopem, pełną symetrią, brak jest widocznych porowatości, pęknięć i przyklejeń. jedyna niezgodność, jaką można zaobserwować, to nadmierna wypukłość lica, będąca skutkiem zbyt małej energii liniowej spawania. 39przegląd spawalnictwa 11/2013 zwiększając natężenie prądu do 73 a, otrzymano złącze o znacznie mniejszej wypukłości lica, kosztem powiększenia szerokości spoiny (rys. 2). zmniejszył się także kąt między liniami wtopienia, przy jednoczesnym zachowaniu ich symetryczności. fakt ten w bezpośredni sposób wpływa na zmniejszenie deformacji podczas procesu spawania i polepszenie właściwości wytrzymałościowych złącza. spoina wykonana przy natężeniu 76 a (rys. 3) charakteryzuje się podobnym kształtem jak spoina przedstawiona na rysunku 2. niewielkie różnice w geometrii wynikają z ręcznego prowadzenia uchwytu elektrodowego i tym samym braku powtarzalności w głównej mierze prędkości spawania. spoina przedstawiona na rysunku 4 charakteryzuje się prawidłową geometrią, jednak w zestawieniu z poprzednimi spoinami (wykonanymi przy niższym natężeniu prądu) jej szerokość jest znacznie większa. zwiększenie natężenia prądu do 94 a spowodowało nadmierny wzrost ilości ciepła wprowadzanego do złącza i tym samym nadmierną dynamikę procesu niemożliwą do opanowania przez spawacza (rys. 5). otrzymana spoina charakteryzuje się nieregularnym kształtem, bez jakiejkolwiek symetrii. nastąpił nadmierny wyciek materiału od strony lica, który w przypadku niestosowania podkładki ceramicznej skutkowałby przepaleniem materiałów spawanych. przeprowadzona analiza makrostruktury otrzymanych połączeń pozwala stwierdzić, że otrzymane złącza są wolne od porowatości i pęknięć, a strefa wpływu ciepła ma podobną wielkość dla wszystkich parametrów spawania (wynosi ok. 2 mm), co wynika z wysokiego współczynnika przewodzenia ciepła magnezu. adania s na podstawie wcześniejszych badań do analizy sem wytypowano złącze wykonane przy natężeniu 82 a. dla tej próbki wykonano analizę składu chemicznego w charakterystycznych obszarach (swc, linia wtopienia), wykorzystując elektronową mikroskopię skaningową – mikroskop philips xl-30 lab6 wyposażony w mikroanalizator rentgenowski dx4i/edax.z dokonano analizy rozkładu pierwiastków. do badań przygotowano nietrawione zgłady metalograficzne (rys. 6). ry 1 makrostruktura spoiny wykonanej przy natężeniu prądu 66 a ig 1 macrostructure of the weld made with current 66 a ry 2. makrostruktura spoiny wykonanej przy natężeniu prądu 73 a ig 2 macrostructure of the weld made with current 73 a ry 3. makrostruktura spoiny wykonanej przy natężeniu prądu 76 a ig 3 macrostructure of the weld made with current 76 a ry 4. makrostruktura spoiny wykonanej przy natężeniu prądu 82 a ig 4 macrostructure of the weld made current 82 a ry 5 makrostruktura spoiny wykonanej przy natężeniu prądu 94 a ig 5 macrostructure of the weld made current 94 a ry 6 obraz sem z naniesioną linią pomiaru składu chemicznego ig 6 sem image with the line of chemical composition measurement 40 przegląd spawalnictwa 11/2013 analiza jakościowa składu chemicznego wykazała, że w strefie spoiny nastąpiło znaczne ujednorodnienie struktury, a tym samym ujednorodnienie składu, potwierdzone mniejszymi pikami od głównych pierwiastków stopowych (rys. 7). na podstawie ilościowej analizy powierzchniowej z obszaru linii wtopienia można zauważyć, że rozkład magnezu i aluminium jest bezpośrednio związany ze strukturą i w miejscach, gdzie pojawia się większa zawartość aluminium, spada zawartość magnezu (rys. 8). natomiast cynk jest rozłożony równomiernie niezależnie od tego, czy jest to materiał rodzimy, czy strefa przetopiona, mangan zaś jest rozlokowany w sposób przypadkowy w pojedynczych punktach. ry 7 rozkład liniowy pierwiastków wzdłuż linii pokazanej na rys. 6 ig 7 the line distribution of main elements along the line shown in fig. 6 mg al zn mn ry 8 rozkład głównych pierwiastów stopowych w obszarze linii wtopienia ig 8 distribution of main alloing elements in the fusion line zone pod mowanie na podstawie przeprowadzonych badań można stwierdzić, że wraz ze wzrostem natężenia prądu spawania stopu magnezu am50 metodą mig wzrasta szerokość spoiny aż do pojawienia się deformacji od strony grani. przy niskim natężeniu prądu zauważalna jest charakterystyczna dla spawania stopów lekkich łuska, jak również nadmierny nadlew lica spoiny. przy maksymalnym natężeniu prądu zastosowanym w pracy (105 a) pojawiło się gorące pęknięcie w osi próbki. wykonane badania dowiodły, że stosując odpowiednie natężenie prądu spawania (z przedziału 73÷82 a), można wykonać prawidłowe złącza spawane metodą mig płaskowników o grubości 3 mm. proces spawania przebiega w sposób stabilny, możliwy do kontrolowania przez spawacza. badania sem nie wykazały zmian udziału poszczególnych pierwiastków na skutek spawania łukowego, co może świadczyć o dobrej osłonie jeziorka spawalniczego. wykonane rozkłady pierwiastków pozwoliły określić obszary lokalizacji poszczególnych pierwiastków stopowych. literat ra [1] kołodziejczak p., kalita w.: properties of co2 laser-welded butt joints of dissimilar magnesium alloys, jurnal of materials pocessing technology, 01/ 2009, 1122-1128. [2] kołodziejczak p., kalita w, kwiatkowski l., grobelny m., hoffman j., quality assessment of co2 laser-welded joints of magnesium alloys, co-mat-tech 2005, pp. 563-571, trnava 2005. [3] kołodziejczak p., kolasa a., kalita w, properties of laser welded joints of magnesium alloys, international doctoral seminar, smolenice 2006. [4] mordike b.l., ebert t.: magnesium. properties – applications – potential. material science and engineering, a302, 2001, pp.37-45. [5] aghion e., bronfin b., eliezer d.: the role of the magnesium industry in protecting the environment. journal of materials processing technology, vol. 117, 2001, s. 381-385. [6] esperza j. a., davis w. c., trillo e. a., murr l. e.: frictionstir welding of magnesium alloy az31b. journal of materials science no. 21, 2002, s. 917-920. [7] longworth s.j.p.: the bolting of magnesium components in car engines. dissertation for the degree of master of philosophy to the univ. of cambridge, august 2001. [8] welding handbook, vol. 3, part 1, chapter 2: magnesium and magnesium alloys. viii ed., ed.: w.r. oates, american welding society. ps 11 2016 www.pdf 21przegląd  spawalnictwa vol. 88 11/2016 wpływ parametrów zgrzewania wybuchowego   na własności bimetalu s355j2n – aw1050a influence of explosive welding parameters on bimetal s355j2n – aw1050a properties mgr inż. michał najwer, mgr inż. grzegorz kwiatkowski – politechnika opolska, mgr inż. urszula sobczak  – wojskowa akademia techniczna. autor korespondencyjny/corresponding author: michal1656@gazeta.pl streszczenie w artykule przedstawiono wyniki badań bimetalu s355j2n – aw1050a wykonanego technologią zgrzewania wybuchowego. ocenie poddano wpływ wysokości warstwy materiału wybuchowego (h) na własności bimetalu. w celu weryfikacji tego parametru przeprowadzono analizę zmian mikrotwardości w strefie połączenia, określono charakterystykę geometrii złącza oraz wykonano technologiczne próby odrywania i gięcia. na podstawie przeprowadzonych badań stwierdzono, że zmiana wysokości warstwy materiału wybuchowego nie wpływa na twardość w strefie połączenia, jednak ma ona znaczny wpływ na geometrię złącza oraz wytrzymałość bimetalu. słowa  kluczowe: zgrzewanie wybuchowe; s355j2n, aw1050a, geometria złącza, mikrotwardość abstract the article shows the results of research on clad material s355j2n aw1050a. were evaluated the impact of the heigth of explosive material layer on the properties of bimetal. in order to verify this parameter, were performed such tests as: analysis of changes in microhardness, analysis of the geometry of joint, ram strength tests and bend tests. based on performed reasearchs, was found that the change of highness of the explosives does not effect on the hardness of the bimetal. however, it has a significant effect on the results obtained during the ram strength test and bending test, as well as on the geometry of the joint. keywords:  explosive welding; s355j2n, aw1050a, geometry of joint, microhardness wstęp technologia zgrzewania wybuchowego metali daje unikalne możliwości łączenia materiałów o skrajnie odmiennych właściwościach, takich jak skład chemiczny, temperatura topnienia, plastyczność itp. zwykłe różnice te nie pozwalają na zastosowanie tradycyjnych metod łączenia dyfuzyjnego, które w wielu przypadkach powodują występowanie w złączu kruchych związków intermetalicznych. technologia spajania wybuchowego nie posiada takich ograniczeń, a właściwy dobór parametrów procesu pozwala uzyskać połączenie o bardzo dobrych własnościach wytrzymałościowych [1,2]. przykładem połączenia, które otrzymano tą metodą jest bimetal stal węglowa s355j2n + aluminium aw1050a. materiał ten może być wykorzystany jako anoda do aktywnej elektrochemicznej ochrony przeciwkorozyjnej. w tym przypadku istotnym jest dobór parametrów zgrzewania wybuchowego, w celu uzyskania złącza o jak najlepszej jakości. do parametrów zgrzewania wybuchowego zalicza się między innymi wysokość warstwy materiału wybuchowego (h) oraz wstępną odległość pomiędzy zgrzewanymi materiałami [1,3]. michał najwer, grzegorz kwiatkowski, urszula sobczak w pracy porównywano parametry złącza oraz jego własności mechaniczne (próba odrywania oraz zginania) dla zastosowanych różnych wysokości warstwy materiału wybuchowego (h). dla wszystkich wykonanych prób, wstępny dystans pomiędzy łączonymi materiałami był jednakowy. techniki badawcze materiał do badań w ramach prowadzonych badań wykonano technologią zgrzewania wybuchowego 3 płyty bimetalowe o wymiarach 1000 x 2000 mm, dla których przyjęto zmienną wysokość warstwy materiału wybuchowego (h) przy stałej wstępnej odległości pomiędzy zgrzewanymi blachami. parametry zgrzewania wybuchowego oraz oznaczenia próbek przedstawiono w tabeli i. w analizowanym układzie materiałem podstawowym była blacha ze stali węglowej s355j2n o grubości 5 mm, natomiast materiałem nakładanym blacha z technicznie czystego aluminium aw1050a o grubości przeglad welding technology review 22 przegląd  spawalnictwa vol. 88 11/2016 wyniki badań i ich analiza badania geometrii złącza charakterystyczną cechą zgrzewania wybuchowego jest falista budowa złącza. w pierwszym etapie badań przeprowadzono pomiary charakterystycznych parametrów granicy połączenia t.j. długość (λ) oraz wysokość (h) fali, długość linii złącza (l) oraz pole powierzchni obszarów przetopionych (pi). na podstawie wyznaczonych parametrów pi oraz l, z równania (1) wyznaczona została równoważna grubość przetopień (rgp). schemat pomiarowy przedstawiono na rysunku 1. próbka wysokość   materiału   wybuchowego (h) wstępna odległość  pomiędzy   blachami (h) a 30 mm 5 mm b 32 mm 5 mm c 25 mm 5 mm tablica i. oznaczenie próbek oraz parametry zgrzewania wybuchowego table i. marking of specimens and explosive welding parameters gatunek zawartość pierwiastków, % wag. s355j2 n c si mn p s 0,15 0,31 1,60 0,013 0,004 n al cu cr ni 0,003 0,040 0,07 0,08 0,05 tablica ii. skład chemiczny materiału podstawowego table ii. chemical composition of base material tablica iii. skład chemiczny materiału nakładanego table iii. chemical composition of clad material gatunek zawartość pierwiastków, % wag. aw-1050a al cu mg mn si 99,53 0,0033 0,0029 0,0316 0,0611 fe ti zn cr 0,3060 0,0124 0,0113 0,0016 rys. 1. schemat fali powstałej w wyniku zgrzewania wybuchowego, gdzie: λ – długość fali, h – wysokość fali, p1 i p2– przetopienia, l – linia złącza fig.  1. scheme wave created by the explosive welding, where: λ – length of wave, h – height of wave p1 i p2– meld, l – line of joint   ( 1) gdzie: pi – pole powierzchni obszarów przetopionych, μm2, l – długość złącza, na którym został przeprowadzony pomiar, μm. wyniki pomiarów geometrii złącza przedstawiono w tablicy iv. wykazały one, że największy udział obszarów przetopionych występował w próbce a i c, dla których współczynnik rgp wynosi odpowiednio 15,78 μm oraz 12,66 μm. najlepsze jakościowo złącze uzyskano w próbce b, która charakteryzowała się najniższym współczynnikiem rgp=5,45 μm. połączenie w próbce b charakteryzowało się najmniejszą długością fali (l=118 μm), która w przypadku próbki a była sześcio-, a próbki b pięciokrotnie większa. dla wszystkich 3 próbek wysokość fali (h) była porównywalna. geometrię granicy połączenia dla analizowanych przypadków przedstawiono na rysunku 2. tablica iv. wyniki pomiarów złącza table iv. the measurement results of joint próbka średnia   wysokość fali,  μm średnia   długość fali,   μm rgp,   μm a 81,38 718 15,78 b 70,97 118,7 5,43 c 55,4 560 12,66   a )   b )   c ) rys. 2. geometria złącza: a) próbka a, b) próbka b, c) próbka c. pow. 100 x fig. 2. geometry of joint: a) specimen a, b) specimen b, c) specimen c. pow. 100 x badania wytrzymałościowe w celu oceny własności wytrzymałościowych wykonanych układów bimetalowych przeprowadzono na maszynie wytrzymałościowej zd20 nr 281/58 próby odrywania i zginania bocznego. schemat przeprowadzanych prób został przedstawiony na rysunku 3, a otrzymane wyniki w tablicy v. otrzymane wyniki wskazują, że wytrzymałość złącza uzyskana w próbie odrywania jest najwyższa dla próbki a, jednakże w tym przypadku oderwanie nastąpiło w złączu. obserwując parametry otrzymane dla próbki b, można zauważyć około 10% spadek wytrzymałości na odrywanie, ale w tym przypadku, próbka oderwała się w materiale nakładanym. wskazuje to na wyższą, niż dla próbki a, wytrzymałość złącza. próbka c, charakteryzowała się najgorsza wytrzymałością. 5 mm. skład chemiczny łączonych materiałów przedstawiono w tablicach ii i iii. po wykonaniu układów bimetalowych, dla wszystkich płyt wykonano badania ultradźwiękowe, które wykazały, że materiały zostały połączone na całej powierzchni, z wyłączeniem obszaru inicjacji detonacji materiału wybuchowego. 23przegląd  spawalnictwa vol. 88 11/2016   a )   b ) rys. 3. schemat przeprowadzonych prób, a) próba odrywania gdzie: 1 – elementy oprzyrządowania, 2 – próbka; b) próba gięcia fig.  3. method of performing tests, a) ram strength test, where: 1 tooling elements, 2 – tested sample; b) bend test tablica v. wynik badań wytrzymałościowych table v. strength researchs results próbka wytrzymałość  na odrywanie ro  [mpa] miejsce   zerwania gięcie boczne a 124 złącze pozytywne b 112 al 1050a pozytywne c 105 złącze pozytywne próby gięcia przeprowadzono zgodnie z en13445-2 annex d [4]. wszystkie próbki przeszły badanie z wynikiem pozytywnym. na powierzchni poddanej obserwacji, nie zauważono żadnych rozwarstwień oraz pęknięć. badanie zmian mikrotwardości badania te wykonano metodą vickersa na twardościomierzu innovatest nexus 400 przy obciążeniu 100 g. odciski wykonano na przekroju próbki w materiale podstawowym jak i nakładanym co 200 μm do odległości 2 mm od złącza. wyniki przedstawiono na rysunku 4. wyniki badań twardości wskazują, że proces zgrzewania wybuchowego powoduje zwiększenie twardości w pobliżu linii złącza, co jest spowodowane umocnieniem obu materiałów w skutek zderzenia. oddalając się od złącza twardość maleje. jak widać z przedstawionych wyników dla wszystkich próbek twardości obu materiałów są zbliżone co oznacza, że wysokość materiału wybuchowego nie wpływa znacząco na twardości materiałów. rys. 4. wyniki rozkładu mikrotwardości fig. 4. the results of micro-hardness distribution podsumowanie na podstawie przeprowadzonych badań można przedstawić następujące wnioski: – wysokość warstwy materiału wybuchowego mają istotny wpływ na charakter złącza. a) analiza przeprowadzona dla próbki a, wskazuje, że złącze cechuje się falistą budową oraz występuje większa ilość warstwy pośredniej (przetopień) niż w przypadku dwóch pozostałych płyt testowych. b) w przypadku próbki b, złącze nie posiada charakterystycznej dla platerowania wybuchowego faliste budowy, ale udział przetopień jest najmniejszy w stosunku do dwóch pozostałych próbek oraz właściwości (próba odrywania) są najlepsze. c) wyniki geometrii złącz próbki c są porównywalne z wynikami tych parametrów dla próbki a, jednakże wytrzymałość na odrywanie w tym przypadku była najgorsza. – próba odrywania wykazała, że w przypadku próbek a oraz c zerwanie nastąpiło w złączu, zaś w próbce b w materiale al 1050 co świadczy o większej wytrzymałości złącza niż w przypadku dwóch pozostałych. uznaje się jednocześnie w oparciu o wyniki próby zginania, że próbka a i próbka b również spełniają standardowe wymagania dla tego typu połączeń (aluminium + stal). – do końcowego wytworzenia partii prototypowej i dla przyszłych realizacji wytypowano parametry procesu przyjęte dla płyty próbnej b. uznano, że zapewniają one uzyskanie zadawalających rezultatów wytrzymałości i ciągłości złącza. są jednocześnie dużo pewniejsze pod względem stabilnego prowadzenia procesu przy zmiennych warunkach pogodowych czy odchyłkach od geometrii układów strzałowych; nie występuje zjawisko gaśnięcia detonacji. – badania twardości wykazały, że wysokość materiału wybuchowego nie ma znacznego wpływu na twardości łączonych metali. literatura [1] prażmowski m., rozumek d.: rozwój pęknięć przy cyklicznym zginaniu w złączu cyrkon-stal powstałych w wyniku zgrzewania wybuchowego, przegląd spawalnictwa, nr 4, s. 45-50, 2014. [2] pocica n., tuz l.: ocena mikrostruktury i wybranych własności mechanicznych złączy zgrzewanych wybuchowo po obróbce cieplnej, przegląd spawalnictwa, nr 4, s. 35-38, 2016. [3] kwiatkowski g., rozumek d.: rozwój pęknięć dla różnych materiałów platerowanych wybuchowo, przegląd spawalnictwa, nr 4, s. 47-50, 2016. [4] pn-en 13455-2, 2009, annex d, technical delivery conditions for clad products for pressure purposes. ps 7 2017 www 06 kaszuba zwierzchowski 37przegląd  spawalnictwa vol. 89 7/2017 research trends in brazing and soldering trendy badawcze w procesach lutowania miękkiego i twardego dr sebastian weis, vasilii fedorov, michael elssner, dipl.-ing. thomas uhlig, dr susann hausner, prof. guntram wagner,  prof. bernhard wielage – chemnitz university of technology. autor korespondencyjny/corresponding author: guntram.wagner@mb.tu-chemnitz.de abstract brazing has a long tradition at the institute of material science and engineering of the university of chemnitz, germany. during the last years, comprehensive and innovative knowledge in brazing and soldering technologies were generated. originating from high-temperature brazing, topics like metal-ceramic and light metal brazing, ultrasound assisted joining processes through to brazing of metal matrix composites were examined. in addition, new topics like joining by nanoparticles or corrosion behavior of brazed heat exchangers are in the focus of research. prof. bernhard wielage managed the institute for 22 years. today, prof. guntram wagner introduces new topics like friction stir welding and continues the activities in brazing. keywords:  brazing; soldering; heat exchangers; brazing of metal-ceramic joints; soldering with diamond particles streszczenie tradycje związane z tematyką lutowania twardego w insty tucie materiałoznawstwa i inżynierii uniwersytetu w chemnitz (niemcy) są długie. w ciągu ostatnich lat wygenerowano kompleksową i innowacyjną wiedzę dotyczącą technologii lutowania miękkiego i twardego. zajmowano się problematyką badawczą wywodzącą się od lutowania wysokotemperaturowego, taką m.in. jak: lutowanie twarde metali lekkich z ceramiką i wspomaganie procesu spajania ultradźwiękami w lutowaniu kompozytów metalowych. obecnie przedmiotem badań są nowe zagadnienia, takie jak: spajanie nanocząsteczkami oraz zachowanie odporności korozyjnej wymienników ciepła lutowanych na twardo. profesor bernhard wielage zarządzał instytutem przez ostatnie 22 lata. obecnie, nowy dyrektor instytutu profesor guntram wagner zajmuje się takimi zagadnieniami, tjak np. zgrzewaniem tarciowym z wymieszaniem materiału zgrzeiny (fsw) i kontynuuje prace badawcze związane z lutowaniem twardym. słowa  kluczowe:  lutowanie twarde; lutowanie miękkie; wymienniki ciepła; lutowanie materiałów różnoimiennych metal-ceramika; lutowanie miękkie z cząstkami diamentu introduction this work gives an overview of the research fields in bra zing and soldering at the institute of material science and engineering of the university of chemnitz, germany. in the last years, scientists were dealing with brazing of aluminum heat exchangers, brazing of metal-ceramic joints, soldering with diamond particles, magnesium soldering etc. innovative and suitable joining technologies are a key factor to enlarge fields of application of modern materials or ma terial combinations. in industrial applications, brazed components have to meet increased requirements such as me chanical, thermal, corrosive resistance under specific operating conditions. this leads to different tendencies in filler and process development. one requirement on high strength joints is the rise of service temperatures, for example sebastian weis, vasilii fedorov, michael elssner, thomas uhlig, susann hausner, guntram wagner, bernhard wielage przeglad welding technology review for turbine components, and, as a consequence, a rise of the brazing temperatures. on the contrary extreme low joining temperatures as necessary in electronic equipment are needed. therefore, nowadays topics like high-temperature brazing of co-based superalloys, arc brazing of aluminum matrix composites (amc), induction brazing of dissimilar materials and joining by nanoparticles are in the focus of research. additionally, the investigation of the corrosion behavior of brazed heat exchangers is a special field of interest. to verify corresponding properties, investigations with application-related test methods are available. this is shown by the testing bench for brazed heat exchanger in portable and industrial water. all the previously mentioned investigations are described in more detail in this work. 38 przegląd  spawalnictwa vol. 89 7/2017 high-temperature brazing  with newly developed co-based fillers the main requirements on the co superalloys are good high-temperature strength as well as resistance against corrosion and creep [1÷3]. to produce complex structures, it is necessary to join these alloys. especially in case of gaps exceeding a thickness of 50÷80 µm, the nickel based fillers form brittle intermetallics in the center of the joint. because of their higher tolerance on gap geometry, expensive noble metal based fillers are preferred in some industrial processes [4÷6]. nevertheless, especially gold-based fillers behave disadvantageous due to erosion effects at the grain boundaries of the base materials and the local difference in electrochemical potential [7]. the use of brazing fillers of the same base material improves the corrosion resistance and the ho mogenization of mechanical properties within the joints. therefore, alternative co-based brazing fillers were developed [8]. the alloying concept is based on results of shurin et al. from the 1990s [9,10]. the published data indicates that there is the lowest melting composition within the quasi-ternary system co-zrc0.81-tac0.82 at 1250 °c. the alloys are prepared by melting in an electric arc furnace and the melting behavior is investigated by dsc (differential scanning calorimetry). the near eutectic composition with a carbide content of 9 wt% (zr,ta)c melts at 1350 °c, figure 1 [8]. because of the discrepancy to literature data, it is ne cessary to reduce the melting temperature of the co-based brazing fillers. hence, alloying with the elements al, b, sn and ti was carried out [11]. alloying with ti leads to the most promising results. an almost linear decrease of the liquidus temperature and solidus temperature occurs with increasing ti-content without influencing the near eutectic texture. the wide melting range of these alloys indicates that a liquidus temperature below 1200 °c can be reached. this is achieved by additional adjusting of the zr-, taand c-contents. the adapted composition coti8zr8ta4c0.16 has a melting temperature of 1163 °c. further improvement of the mechanical properties is achieved by alloying the filler with sn and ni. the sn alloyed composition cotizrtac-sn with an about 20 k lower melting temperature affects the wetting and flow behavior positively. the ni alloyed composition cotizrtac-ni is used to generate a partial austenitic lattice structure according to the binary system co-ni [12]. this leads to a better ductility of the joint. the commercially available filler b-co1, containing high amounts of si and considerable amounts of b, is used as a benchmark [13]. all joints are produced by induction brazing in vacuum at a pressure of < 10-2 pa, a temperature of 1225 °c and a holding time of 120 s. mar m 509 is used as a base material [14]. at room temperature the rupture stresses of the ni-alloyed filler cotizrtac-ni reach values comparable to the commercially available filler b-co1 as well as the base material, figure 2. the better ductility of the joint, caused by the austenitic lattice structure of the filler, is the reason for the significantly higher attainable stress levels. joints brazed with fillers cotizrtac and cotizrtac-sn fail at much lower stresses. this can be explained by the hcp lattice of these two fillers at room temperature, which leads to a brittle failure during the tensile tests. fig. 1. melting behavior of cozrtac-alloys as a function of carbide content, determined by dsc [8] rys. 1. temperatura topnienia stopów cozrtac w funkcji zawartości węglików zr i ta, określona metodą dsc [8] fig. 2.  rupture stresses of filler alloys determined by monotonic tensile tests at room temperature (rt) and elevated temperature of 850 °c [11] rys.  2. pęknięcia naprężeniowe stopów kobaltu wyznaczone w statycznej próbie rozciągania w temperaturze pokojowej i podwyższonej temperaturze 850 °c [11] at temperatures of 850 °c, which is within the application range of co-based superalloys, all investigated fillers exhibit similar strength values of about 290 to 320 mpa, figure 2. the lowest deviation occurs when the filler cotizrtac-ni is used. the rupture stresses of the joints are close to literature data about the yield strength of mar m 509 in this range (290 mpa at 870 °c) [15]. the strong difference of strength values at the room temperature and high temperature can be explained by the lattice structure of co. the transition of ε-co (hcp) to αco (fcc) occurs at 422 °c [12] for pure co and can be influenced by the ni-content. at the testing temperature of 850 °c all joints passed this transition. independent on the composition their lattices are in the ductile austenitic (fcc) state. as can be seen in the room temperature tests, this leads to a higher tolerance against rupture. arc brazing of aluminum  matrix composites using alagcu filler in the automotive industry or heat exchanger industry, the requirements in lightweight design lead to an increasing demand to combine dissimilar materials like aluminum alloys and stainless steel. high performance materials like aluminum matrix composite (amc) are used to provide new solutions for engineering applications. in comparison to conventional aluminum alloys, the amc have a higher specific strength, an increased wear resistance and a lower coefficient of thermal expansion [16÷18]. the thermal stability s tr es s  [m p a] b-co1 cotizrtac cotizrtac-sn cotizrtac-ni rt 850 °c 700 600 500 400 300 200 100 0 te m pe ra tu re  [° c ] wt% (zr,ta)c tsol tliq 1500 1450 1400 1350 1300 0 84 142 106 12 39przegląd  spawalnictwa vol. 89 7/2017 of the amc is limited by the solidus temperature of the aluminum matrix. in addition, the interface of matrix and particles is affected by the heat input. the consequence is a thermal induced damage that leads to ineligible porosities and inhomogeneities [19]. furthermore, the formation of imc can occur so that the properties of these joints can be insufficient [20]. therefore, a suitable joining technique is required. in comparison to welding, brazing offers the possibility to reduce the joining temperature because of the lower liquidus temperature of the fillers. a filler based on the ternary system al-ag-cu with the eutectic composition of 40 wt% al, 40 wt% ag and 20 wt% cu (named al40ag20cu) is developed. the melting temperature of the filler, measured by differential scanning calorimetry (dsc), is 506 °c [21]. mixed joints of amc and stainless steel are produced by arc brazing an inert atmosphere (ar) using a tig welding source with an alternating current (ac) of 40 a [21,22]. the microstructures of the arc brazed joints are observed at the amc / braze metal and the stainless steel / braze metal interface. an additional alloying of the eutectic filler al40ag20cu with 1.5 wt% si improves the wetting on stainless steel and prevents the formation of imc. the liquidus temperature is 498 °c [22]. before brazing, the eutectic filler consists of the phases ag2al, al2cu, a solid solution of al and additional si, analyzed by xrd. an alloying of the braze metal takes place, figure 3. as a result the braze metal is enriched with al. the phases ag2al, al2cu and a solid solution of al are detected using xrd analysis. the content of ag (up to 5 at%, measured by edxs) in the solid solution of al is higher than the solubility in al in equilibrium state (< 2 at%) [23]. therefore, the hardness increases in direction to amc due to the precipitated ag-rich intermetallics [24]. no cracks can be detected at the interface to amc. furthermore, the influence of this alloying on the mechanical properties of the joint will be investigated. fig. 3. interface of amc / braze metal (sem) [22] rys. 3. struktura amc / lutowina (sem) [22] fig. 4. interface of stainless steel / braze metal (sem) [22] rys. 4. struktura na granicy połączenia stal nierdzewna / lutowina (sem) [22] at the interface to the stainless steel the microstructures of the diffusion zone and the braze metal appear differently in comparison to that of the amc, figure 4. the eutectic part of the filler is not recognizable anymore in the braze metal. the edxs shows a reduction of the content of al in the reaction zone from the braze metal to the stainless steel. the increased hardness in this zone is probably a result of the formation of intermetallics of the system fe-al. the highest hardness (870 hv0.005), which occurs at the interface between reaction zone and braze metal, indicates the presence of feal3 (892 hv1) [24,25]. near to the stainless steel, the hardness and edxs results indicate the formation of alfe (470 hv1) [25]. cracks in the joints of aluminum and stainless steel mainly occur in the brittle intermetallics. in some cases, cracks can be observed in the area between feal3 and alfe. in a previous work, which deals with the wetting behavior, a smaller reaction zone consisting of different layers was detected [22]. therefore, the aim of the future work is the improvement of the joining process to reduce the amount of imc. induction brazing of aluminum / stainless  steel mixed joints another approach to join dissimilar materials is the induction brazing of aluminum to stainless steel. to avoid erosion and to improve the mechanical properties of the joints, cold rolled interlayers are used. the roll bonding process is carried out to clad the base material with a filler. in operating conditions, the joints should be able to endure high pressures in a corrosive environment. the use of filler cladded stainless steel improves the corrosion resistance of the components [26,27]. the joint design requires the knowledge of mechanical properties, especially the fatigue behavior. thus, the potential lifetime of the aluminum / stainless steel and stainless steel / stainless steel joints produced by induction brazing using a filler cladding on the stainless steel is determined. the microstructure of the aluminum / stainless steel brazed joints is shown in figure 5. the resulting braze metal consist of a primarily solidified solid solution of al and an eutectic. additionally, an imc layer is formed at the interface to the stainless steel due to the diffusion and the reaction of fe, al and si. the results of the edx analyses indicate that the imc layer correlates the al7fe2si phase. the thickness of this imc layer is about 1 µm. this thin imc layers are the results of the short brazing time and the local heat input into the joint during induction brazing [28]. in further investigations, the mechanical properties of the joints are examined by tensile tests. for aluminum / filler cladded stainless steel mixed joint, the achieved joining strength is 83 mpa. for stainless steel / filler cladded stainless steel joint, a joining strength of 96 mpa was determined. after the monotonic tensile test, fatigue tests were carried out up a fatigue limit of 2 × 106 cycles. all tests were performed at a load ratio of r = 0.1 [29]. the aluminum / stainless 40 przegląd  spawalnictwa vol. 89 7/2017 steel brazed joints reach the fatigue life of 2 × 106 cycles at a stress amplitude of 6.5 mpa. the stainless steel / stainless steel brazed joints reach the fatigue life of 2 × 106 cycles at a stress amplitude of 4.5 mpa [30]. in further investigations, the initiation and the propagation of cracks depending on the number of cycles will be observed. low temperature joining of copper  using ag nanoparticles  and steel by ni nanoparticles due to their large surface-to-volume ratio, nanoparticles exhibit a reduced melting and sintering temperature with decreasing particle size in comparison to the corresponding bulk material. after melting and sintering of the particles, the material behaves like the bulk material (gibbs-thomson effect) [31,32]. thus, high-strength and temperature-resistant joints can be produced at low temperatures, which is of great interest for various joining tasks. previous publications are mostly concerned with joining of components in power electronics. especially the joining of copper with ag nanoparticles as a substitute for soldered joints was investigated [33÷39]. with low joining temperatures, structural damage, e.g. abnormal grain growth or undesirable phase transformation, can be avoided. consequently, it would be also of great interest for the joining of materials with different coefficients of thermal expansion such as carbide-metal joints and ceramic-metal joints, to reduce the often critical thermally induced residual stresses of the joints [40,41]. there is also an increasing demand for novel hybrid compound joints, for example between fiber-reinforced composites and metals, where low joining temperatures are required. for the joining of power electronics components, it is important to reduce the temperature and the necessary pressure, because they only have a limited thermal and mechanical loading capacity. in previous publications, only the parameters temperature, pressure, holding time and particle size were varied and investigated. however, the quality of joints is influenced by a complex interplay of much more process parameters, most of which are systematically. the strength behavior as a function of the mentioned parameters and other process parameters like heating rate, thickness of paste application, surface pre-treatments of the substrates, a pre -drying process and a subsequent heat treatment are investigated [31]. for joining with nanoparticles, the nanoparticles are suspended in solvents and through the addition of dispersing agents surrounded with an organic shell [31,32]. this shell leads to repulsive forces between the particles, so that agglomerations can be avoided [42,43]. a commercially available ag nanopaste of the company harima chemicals, inc. (japan) is used for the experiments [44,45]. the particle size distribution has a maximum at 6÷7 nm, figure 6 [31]. a paste application of 20 µm was applied for the joining experiments. fig. 5. a) microstructure of the brazed aluminum / stainless steel joint (om), b) interface to stainless steel (sem) [29] rys. 5. a) mikrostruktura złącza lutowanego aluminium / stal nierdzewna (om), b) struktura na granicy stali nierdzewnej (sem) [29] fig. 6. tem image of the nanoparticles and particle size distribution of the ag nanopaste [32] rys.  6. obraz tem rozkładu nanocząsteczek i wielkość cząstek w nanopaście ag [32] a modified hydraulic press was used for the joining experiments. the heating of the samples was carried out in air by means of induction. the desired pressure was applied on the entire joining surface of the sample with a punch. the investigations of the strength behavior show, that it is possible to produce joints even at lower temperatures (of approx. 300 °c) with good strength properties and high temperature stability. the variation of the process parameters reveals that in particular the joining pressure exerts an essential influence on the achievable strengths. without pressure, the strengths are even lower than the strengths of soldered joints. with increasing pressure, the strength increases significantly, figure 7. in addition, temperature, holding time and thickness of paste application have a considerable effect on strength behavior. in contrast, the pre-drying process, heating rate, surface pre-treatment and subsequent heat treatment exhibit hardly any influence on joint strength [31]. r el at iv e  fr eq ue nc y  h n  (d ) [ % ] particle diameter [nm] 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 35 30 25 20 15 10 5 0 41przegląd  spawalnictwa vol. 89 7/2017 this demonstrates the great potential of joining with na noparticles for highly stressed structural components as an alternative for brazing processes. a possible application is the joining of high-performance materials respectively materials with an adapted and optimized microstructure. high joining temperatures can result in undesirable structural damages and therefore to a loss of the previously optimized properties. for example, grain growth of fine-grained steels or recrystallization of monocrystalline ni-based superalloys lead to strong losses of strength and toughness [46,47]. however, brazing of copper and steel can result in strength losses by grain growth [48,49]. in this context, a reduction of the joining temperature using a ni nanopaste, investigated by hausner et al., is of great interest to retain the initial microstructure. the nanopaste was produced by themselves. the particle size of ni nanoparticles is about of 10 nm to 100 nm. the joining processes were carried out on the same experimental device like for the joining of copper using ag nanoparticles. two different steels were used as substrates: the unalloyed quality steel dc01 (en: 1.0330) and the stainless steel x5crni18-10 (en: 1.4301). for the joining experiments, the influence of the process parameters joining temperature and joining pressure on the strength behavior and the resulting microstructure of the joints was investigated. furthermore, different surface treatments respectively the application of coatings on the stainless steel were examined to achieve an improved adhesion. the variation of the process parameters joining pressure and joining temperature shows, that the joining temperature exerts a significantly stronger influence on the achievable strengths in comparison to the joining pressure. a comparison with results for the joining of copper with an ag nanopaste [31,32], where the pressure has a much greater influence on the strength behavior than the temperature, shows that it is not possible to transfer the results of one material system to another when joining with nanosuspensions. the investigations shown that high tensile shear strengths can already be achieved at temperatures between 650 °c and 850 °c [50]. in comparison to the joints with the substrate dc01, the strengths joints with the austenitic stainless steel are significantly decreased. this may be a result of the passivating oxide layer of the stainless steel. the oxide layer presumably limits the diffusion of ni into fe (and vice versa). pronounced diffusion zones can be observed between the joining seams and the substrates, which were not expected for the low temperatures, figure 8 and figure 9. it is interesting that the diffusion behavior differs for both steels. when using the unalloyed quality steel dc01, in particular fe diffuses into the ni joining seam, figure 8. at the beginning of the joining process, the seam has a nanoporous structure (high number of defects) which is compacted during the joining process (sintering process). nevertheless, the resulting sintered structure inevitably exhibits lattice defects. an increasing number of defects results in an increasing diffusion coefficient [51] so that the large numbers of defects lead to the diffusion of fe into the seam. fig. 7. tensile shear strength of soldered and brazed joints in comparison to samples joined with ag nanopaste at different pressures (temperature: 300 °c, holding time: 10 min) [32] rys. 7. wytrzymałość na ścinanie połączeń lutowanych na miękko i na twardo w porównaniu z próbkami lutowanymi nanopastą ag przy różnych ciśnieniach (temperatura 300 °c, czas wygrzewania 10 min) [32] fig. 8. microstructure (sem) and edx analyses of a joint with dc01 at a joining temperature of 850 °c and a joining pressure of 20 mpa (holding time: 10 min) [50] rys.  8. mikrostruktura (sem) i analiza edx złącza dc01 w temperaturze spajania 850 °c i ciśnieniu 20 mpa (czas wygrzewania: 10 min) [50] element  [wt%] ni fe mn o 1 87 13 – – 2 54 46 – – 3 5 74 2 19 4 3 96 1 – depth [µm] fe content inside  the joining seam  [wt%] ni content   in the substrate  [wt%] 2 46 3 10 13 0 in contrast, when using the stainless steel x5crni18-10, ni exhibits a significantly higher diffusion coefficient into the fe substrate than vice versa, figure 9. this can be attributed to the different structural modifications of the steels: also [52] determined a much higher diffusion coefficient of ni in austenite than in ferrite. for a more detailed explanation of this phenomenon, which is probably a complex interaction of many factors, further studies are required. sn cu 3 ag cu ag -p as te,  pr es su re : 0  m pa ag -p as te,  pr es su re : 4 0 m pa ag -p as te,  pr es su re : 8 0 m pa te ns ile  s he ar  s tr en gt h  [m p a] 100 90 80 70 60 50 40 30 20 10 0 42 przegląd  spawalnictwa vol. 89 7/2017 brazing of heat exchangers brazed plate heat exchangers (phe) are used to transfer thermal energy from one fluid to another without a direct contact of the media. they mainly consist of corrugated stainless steel plates that are arranged diametrically opposed creating channels for the liquids. due to the small sheet thickness and high thermal conductivity of the steel in association with the large surface, these heat exchangers exhibit a very high efficiency. joining the plates together is carried out by pressing, welding and brazing. in case of pressing there is a need to use rubber sealing gaskets, which limit the applicable pressure. welding requires lots of process steps due to the many stacks of plates. the adv antage of brazing is the possibility to produce all the joints in one process step. this offers the possibility to produce big batch sizes very cost-efficient [53]. the brazing process is commonly carried out in vacuum furnaces. because of their good formability and the low raw material cost, pure copper foils are used as filler metal [54]. the difference in the electrochemical potentials of copper and stainless steel in contact with electrolytes leads to corrosion effects [55]. investigations indicate different reasons for leakages and failures: intergranular attack in the braze metal and gap corrosion between braze metal and steel [56]. the chromium oxide layer on the stainless steel surface causes the anodic dissolution of the copper filler [57,58]. additionally, the brazing process induces the precipitation of chromium carbides at the grain boundaries of the steel, which is known as a sensitization, figure 10. the subsequent reduction of the chromium content of the grains causes further local differences in the electrochemical potential. fig. 9. microstructure (sem) and edx analyses of a joint with x5crni18-10 at a joining temperature of 850 °c and a joining pressure of 20 mpa (holding time: 10 min) [50] rys.  9. mikrostruktura (sem) i analiza edx złącza x5crni18-10 w temperaturze spajania 850 °c i przy ciśnieniu 20 mpa (czas wygrzewania: 10 min) [50] fig. 10. lme along the grain boundaries (om) [58] rys. 10. lme wzdłuż granic ziaren (om) [58] element  [wt%] ni fe cr 1 93 5 2 2 65 28 7 the corrosion behavior is also influenced by the residual stresses within the heat exchanger plates. during the forming process of the corrugated phe plates, different degrees of de formation emerge depending on the position at the corrugation. when the plates are brazed, the liquid copper can infiltrate the grain boundaries. cracks mostly occur in the high deformed areas of the plates originating from the eroded grain boundaries [59]. this phenomenon is known as a liquid metal embrittlement (lme). furthermore, the dissolution of corrosion products of brazing filler and base material into the water must be taken into account. the migration of heavy metal ions in potable water has to be avoided. legally fixed maximum values for the concentrations of these ions are existing. besides the expectable leaching of copper ions, investigations indicate a nickel enrichment of the potable water [60]. this leads to the assumption that the corrosion of the steel plates and the consequent dissolution of the corrosion products in the potable water cause the leaching. with respect to the influence of lme on the corrosion resistance, the so called grain boundary engineering (gbe) is one possibility to improve the properties of copper brazed heat exchangers. this approach is based on a thermomechanical treatment of the stainless steel, which leads to the formation of coincident grains. they form the so called coincidence site lattice (csl). the grain boundaries in csl are regarded as low energy grain boundaries. if their frequency is high, the resistance to intergranular corrosion in acids remarkably rises [61,62]. furthermore, literature data on the lme of stainless steels by copper based brazing fillers and the influence of thermal pretreatments indicate the possibility of reducing the lme [63]. therefore, the influence of thermomechanical treatments on the liquid metal embrittlement of copper-brazed plate heat exchangers is investigated. experiments are carried out using steel sheets in the as delivered and normalized condition. during the normalizing process, the grain size increases approximately fivefold. in the normalized state, there is a significant influence of the rolling reduction rate and the heat treatment temperature on the number and the depth of the infil trations. the lowest values as well as deviations are determined after a heat treatment at 1020 °c. in the as delivered state, the minimum infiltration depth values are determined after heat treatment at 940 °c. in comparison to the normalized state, the number of infiltrations is higher. this can be explained by the smaller grain size, which unavoidably leads to a higher number of grain boundaries. the residual stresses within the sheets in the as delivered state lead to a rela xation at lower temperatures, which decreases the tendency to lme [64]. in further investigations, the possibility to combine the heat treatment with the subsequent brazing process will be considered. 43przegląd  spawalnictwa vol. 89 7/2017 references [1] lechner c., seume j.: stationäre gasturbinen, springer-verlag, 2010. [2] adam, p.: fertigungsverfahren von turboflugtriebwerken, birkhäuserverlag, 1998. [3] campbell f. c.: elements of metallurgy and engineering alloys, asm international, 2008. [4] heikinheimo l., miglietti w. et al : brazing of coand ni-based superalloys using new amorphous brazing filler metals, dvs-berichte 212, pp. 30-34, 2001. [5] greaves w.: cost effective repairs for igt vanes, proceedings of the 3rd ibsc, pp. 392-394, 2006. [6] falkenberg s., watermeyer k.: die untersuchung des lötverhaltens von auf ti-al-phasen aufgebauten hochtemperaturwerkstoffen, sonderbände der praktischen metallographie, pp. 401-404, 1995. [7] donachie m. j., donachie s. j.: superalloys: a technical guide, asm international, 2002. [8] uhlig t., weis s. et al: co-based brazing fillers. welding technology review, pp. 64-67, 2013. [9] shurin a. k., dmitrieva g. p. et al: phase equilibria in co-me′c-me″c alloys. 1: systems with three-phase eutectic equilibrium, powder metallurgy and metal ceramics, pp. 615-620, 1996. [10] shurin a. k., dmitrieva g. p et al: phase equilibria in co-me’c-me’’c alloys. ii: systems with four-phase eutectic equilibrium, powder metallurgy and metal ceramics, pp. 193-196, 1997. [11] uhlig t., weis s., schuberth s., wagner g., wielage b.: entwicklung von cobaltbasisloten zum hochtemperaturlöten hochfester cobaltbasislegierungen, schweißen und schneiden band 68, 2016, heft 5, s. 260-265, issn: 0036-7184. [12] ishida k., nishizawa t.: the co-ni (cobalt-nickel) system, bulletin of alloy phase diagrams, pp. 390-395, 1983. [13] sekulic d.: advances in brazing: science, technology and applications, elsevier, 2013. [14] wheaton h. l.: mar-m 509, a new cast cobalt-base alloy for high-temperature service, cobalt, 1965, pp. 163-170. [15] davies j. r.: nickel, cobalt and their alloys, asm international, 2000. [16] xiu z., yang w., chen g., jiang l., mac k., wu g.: microstructure and tensile properties of si3n4p/2024al composite fabricated by pressure infiltration method. mat. a. designs 33, 2012, pp. 350-358. [17] sajjadi s.a., ezatpour h.r., parizi m.t.: comparison of microstructure and mechanical properties of a356 aluminium alloy/al2o3 composites fabricated by stir and compo-casting processes, mat. a. designs 34, 2012, pp. 106-111. conclusions  newly developed co-based fillers are developed by decreasing of the melting temperature of the ternary eutectic in the quasiternary system co-zrc0.81-tac0.82. alloying with ti and adapting the zr, ta and c contents lead to near eutectic composition coti8zr8ta4c0.16 that melts at 1163 °c. additionally, a sn containing and a ni containing composition are used for the brazing experiments. sn improves the wetting, ni improves the ductility. the mechanical properties of the joints at room temperature as well as elevated temperature are comparable to the commercially available filler b-co1 as well as the base material. during arc brazing of amc and stainless steel alloying of the filler material takes place. the formation of al-fe intermetallics at the interface to the stainless steel occurs. a remarkable diffusion zone emerges at the interface braze metal / stainless steel. the hardness values and xrd analyses indicate the phases feal3 and alfe. the imcs may cause cracks during cooling down. the smoother hardness profile at the interfaces of braze metal to the amc prevents cracks. that is a result of the formation of a solid solution of al in the braze metal and cu precipitates in the amc. the determination of the mechanical properties with respect to process parameters and the resulting microstructure are the purpose of the future work. the design of brazed joints requires the knowledge of mechanical properties, especially the fatigue behavior. the potential lifetime of the aluminum / stainless steel and stainless steel / stainless steel joints produced by induction brazing using a filler cladding on the stainless steel is determined. the aluminum / stainless steel brazed joints reach the fatigue life of 2 × 106 cycles at a stress amplitude of 6.5 mpa. the stainless steel / stainless steel brazed joints reach the fatigue life of 2 × 106 cycles at a stress amplitude of 4.5 mpa. due to their large surface-to-volume ratio, nanoparticles exhibit a reduced melting and sintering temperature in comparison to the corresponding bulk material. the investigations joints of copper using ag nanoparticles show that it is possible to produce joints even at lower temperatures (of approx. 300 °c) with good strength properties and high temperature stability compared to conventional brazed joints. it is of great interest for various joining tasks. for joining of steels, a reduction of the joining temperature using a ni nanopaste is of great interest to retain the initial microstructure and therefore the mechanical properties. the investigations prove that the nanopaste offers a great potential for joining at low temperatures. the high joint strengths can already be achieved at temperatures of 650÷850 °c in comparison to conventional ni-based brazing filler metals. copper-brazed plate heat exchangers made of stainless steel can be damaged by corrosion in contact with potable water because of the difference between the electrochemical potential of braze metal and base material. the braze metal infiltrates the stainless steel along the grain boundaries and causes a liquid metal embrittlement. the performed investigations show the possibility to reduce the liquid metal embrittlement of stainless steel by copper filler during thermomechanical treatment, grain boundary engineering. the lowest values as well as deviations are determined after a heat treatment at 1020 °c in the normalized state. [18] qu x-h., zhang l., wu m., ren s.-b.: review of metal matrix composites with high thermal conductivity for thermal management applications. progress in natural science: materials international 21, 2011, pp. 189/97. [19] ureña a., escalera m.d., gil l.: influence of interface reactions on fracture mechanisms in tig arc-welded aluminium matrix composites, comp. scien. a. tech. 60, 2000, pp. 613-622. [20] steiners m., höcker f.: einfluss der beschichtungen beim stoffschlüssigen lichtbogen-fügen von stahl mit aluminium, mat. u. werkst. 38, 2007, pp. 559-564. [21] elßner m., weis s., grund t., hausner s., wielage b., wagner g.: lichtbogenlöten von aluminiummatrix-verbundwerkstoffen mit alagcu-loten, werkstoffe und werkstofftechnische anwendungen 52, 2014, isbn 9783-00-046877-3. [22] weis s., elßner m., fedorov v., habisch s., wagner g., mayr p.: innovative joining technologies for mixed joints of stainless steel and aluminum or aluminum based composites, dvs-berichte, band 323, 2016, isbn 978-3945023-62-4. [23] suzuki t., effenberg g.: the binary system ag-al. msit® msi eureka in springer materials, 1988. [24] elßner m., weis s., grund t., wagner g., habisch s. and mayr p.: microstructure of arc brazed and diffusion bonded joints of stainless steel and sic reinforced aluminum matrix composite. werkstoffe und werkstofftechnische anwendungen 59 (2016), isbn 978-3-00-052212-3. [25] potesser m., schoeberl t., antrekowitsch h., bruckner j.: the characterization of the intermetallic fe-al layer of steel-aluminum weldings, conference proceedings epd congress,2006, pp. 167-176. [26] sicking r.: walzprodukte für die herstellung von aluminium-wärmetauschern, werkstoffwissen-schaftliche schriftreihe 61, 200, pp. 60-72. [27] nordlien, j. h.: organically bound braze coatings for header to tube joint formation. in proceedings 3, international congress aluminium brazing, 2004. [28] fedorov v.; weis s.; wagner g.: mechanical and microstructural behavior of brazed aluminum / stainless steel mixed joints, iop conference series: materials science and engineering, vol. 118. no. 1. iop publishing, 2016. [29] fedorov v., weis s., wagner g.: fatigue behavior of brazed aluminum / stainless steel mixed joints. dvs-berichte, band 323, 2016, isbn 9783-945023-62-4. [30] fedorov v., elßner m., weis s., wagner g.: mechanical properties of brazed aluminum / stainless steel mixed joints. presentation, international conference löt 2016, aachen, 2016. 44 przegląd  spawalnictwa vol. 89 7/2017 [31] hausner s.: potential von nanosuspensionen zum fügen bei niedrigen temperaturen. dissertaion, schriftenreihe werkstoffe und werkstofftechnische anwendungen 56, 2015, issn: 1439-1597. [32] hausner s., weis s., wielage b., wagner g.: low temperature joining of copper by ag nanopaste: correlation of mechanical properties and process parameters, submitted for publication: welding in the world, 2016. [33] calata j.n., lei t.g., lu g.-q.: sintered nanosilver paste for high-temperature power semiconductor device attachment, international journal of materials and product technology 34, 2009, pp. 95-110. [34] wang t.; chen x.; lu g.-q.; lei g.y.: low-temperature sintering with nano-silver paste in die-attached interconnection, journal of elec-tronic materials 36, 2007, pp. 1333-1340. [35] ide e., angata s., hirose a., kobayashi k.f.: metal-metal bonding process using ag metallo-organic nanoparticles, acta materialia 53, 2005, pp. 2385-2393. [36] ogura t., yagishita t., takata s., fujimoto t., hirose a.: bondability of copper joints formed using a mixed paste of ag2o and cuo for low-temperature sinter bonding. materials transactions 54, 2013, pp. 860-865. [37] hu a., guo j.y., alarifi h., patane g.; zhou y.n., compagnini g., xu c.x.: low temperature sintering of ag nanoparticles for flexible electronics packaging, applied physics letters 97, 2010, pp. 1531171-1531173. [38] alarifi h., hu a., yavuz m., zhou y.n.: silver nanoparticle paste for lowtemperature bonding of copper, journal of electronic materials 40, 2011, pp. 1394-1402. [39] yan j., zou g., wu a., ren j., yan j., hu a., zhou y. n.: pressureless bonding process using ag nanoparticle paste for flexible electronics packaging. scripta materialia 66, 2012, pp. 582-585 [40] boretius m., lugscheider e., tillmann w.: fü-gen von hochleistungskeramik: verfahren auslegung, prüfung – anwendung, düsseldorf: vdi-verlag, 1995 – isbn 3-18-401272-7. [41] wielage b., hoyer i., hausner s.: induktives löten von metall mit aluminiumoxid und zirkonoxid. schweißen und schneiden 43, 2012, pp. 656-660. [42] nagasawa h., maruyama m., komatsu t., iso-da s.: physical characteristics of stabilized sil-ver nanoparticles formed using a new thermaldecomposition method, physica status solidi (a) 191, 2002, pp. 67-76. [43] jiang h., moon k.-s., lu j., wong c. p.: con-ductivity enhancement of nano silver-filled conductive adhesives by particle surface func-tionalization, journal of electronic materials 34, 2005 , pp. 1432-1439. [44] mathews n. et al: printing materials for electronic devices, international journal of materials research, vol. 101, 2010, 236-250. [45] kim j.-w. et al: electrical characterization of screen-printed conductive circuit with silver nanopaste, japanese journal of applied physics, part 1, vol. 48, 2009, 06fd14/1-6. [46] fahrenwaldt h.j., schuler v., twrdek j.: pra-xiswissen schweißtechnik, wiesbaden:springer vieweg, 2014. – isbn 978-3-6580-3141-1.. [47] cox d.c., roebuck b., rae c.m.f., reed r.c.: recrystallisation of single crystal superalloy cmsx-4, materials science and technology conference 19, 2003, pp. 440-446. [48] benninghoff h.: loeten von kupfer und kupferlegierungen, technische rundschau 76, 1984, pp. 12-14. [49] müller w., müller j.-u.: löttechnik: leitfaden für die praxis, düsseldorf: dvs-verlag, 1995. – isbn 3-87155-149-x. [50] hausner s., weis s., wagner g.: joining of steels at low temperatures by ni nanoparticles, dvs-berichte band 325, 2016, pp. 278-284, isbn 978-3-945023-64-8 [51] heumann t.: diffusion in metallen. berlin, heidelberg, new york: springerverlag, 1992. – isbn 3-540-55379-7. [52] dean d.c., goldstein j.i.: determination of the interdiffusion coefficients in the fe-ni and fe-ni-p systems below 900 °c, metallurgical transactions a (physical metallurgy and materials science) 17, 1986, pp. 1131-1138 [53] oehmigen h.-g.: produktionstechnik in der wärmeübertrager¬fertigung, verlag publico, pp. 6-18, essen 2009. [54] wielage b., weis s., uhlig t., fedorov v.: löten von wärmeübertragern aus al, cu und edelstahl, dvs-berichte band 315, pp. 438-443, 2015. [55] baskutis s.: mechanics and material aspects in serviceability prediction of the heat exchangers, mechanics 17, pp. 239-245, 2011. [56] stichel w.: korrosionsprobleme mit gelöteten plattenwärme-tauschern aus nichtrostendem stahl, ikz haustechnik 15, pp. 27-33, 1998. [57] ehreke j.: messung der kupfer-ionenkonzentration in stagnationswässern aus kupfergelöteten plattenwärme-übertragern, materials and corrosion 49, pp. 195-197, 1998. [58] pajonk g.: korrosionsschäden an kupfergelöteten plattenwärmetauschern, 2004. [59] köhler s., schäden an gelöteten plattenwärmetauschern bei der erwärmung von trinkwasser, materials and corrosion 50, pp. 227-232, 1999. [60] dvgw w10/01/05: schwermetallmigration aus bauteilen der trinkwassererwärmung, 2009. [61] kurihara k.: grain boundary engineering of titanium-stabilized 321 austenitic stainless steel, journal of materials science 46, pp. 4270 -4275, 2011. [62] michiuchi m.: twin-induced grain boundary engineering for 316 austenitic stainless steel, acta materialia 54, pp. 5179-5184, 2006. [63] shimada m.: optimization of grain boundary character distribution for intergranular corrosion resistant 304 stainless steel by twin-induced grain boundary engineering, acta materialia 50, pp. 2331-2341, 2002. [64] uhlig t., weis s., wagner g.: influence of thermomechanical treatment on the liquid metal embrittlement of copper-brazed plate heat exchangers, dvs-berichte band 325, 2016, pp. 278-284, isbn 978-3-945023-64-8 ps 3 2018 www 1 17przegląd  spawalnictwa vol. 90 3/2018 wpływ warunków procesu mielenia mieszaniny   proszków fe, cu, ni na właściwości spieków   otrzymanych techniką prasowania na gorąco the influence of grinding conditions of premixed fe-cu-ni powders on properties of hot-pressed iron-based materials dr inż. joanna borowiecka-jamrozek – politechnika świętokrzyska. autor korespondencyjny/corresponding author: jamrozek@tu.kielce.pl streszczenie w pracy przedstawiono wyniki badań własności mechanicznych spieków otrzymanych z mieszanki elementarnych proszków żelaza, miedzi i niklu poddanych mieleniu w młynie kulowym przez okres 60 godzin. spieki wykonano techniką prasowania na gorąco w grafitowej matrycy. zastosowano następujące parametry wytwarzania: ciśnienie 35 mpa, temperatura 900 °c, czas 3 minuty. badania otrzymanych spieków obejmowały: pomiar gęstości, porowatości, twardości i statyczną próbę rozciągania. dokonano również obserwacji mikrostruktury i przełomów zerwanych próbek przy użyciu elektronowego mikroskopu skaningowego (sem). badania prowadzono w celu określenia przydatności wytworzonych kompozytów do produkcji narzędzi metaliczno-diamentowych. zbadano wpływ składu chemicznego, warunków procesu wytwarzania na mikrostrukturę i własności mechaniczne wytworzonych spieków. słowa kluczowe: narzędzia diamentowe; mieszanka proszków; młyn kulowy; osnowa; diament abstract the paper presents the results of investigations of mechanical properties of sinter obtained from a mixture of elementary iron, copper and nickel powders milled in a ball mill for a period of 60 hours. sintering was done by hot-pressing technique in graphite matrix. the following manufacturing parameters were used: pressure 35 mpa, temperature 900 °c, time 3 minutes. investigations of the obtained sinterings included: density, porosity, hardness and static tensile test. observations were also made of microstructure and fracture surface of broken samples using an electronic scanning electron microscope (sem). the study was conducted to determine the suitability of manufactured composites for the manufacture of metal-diamond tools. the influence of chemical composition, microstructure and mechanical properties of the produced sinters was investigated. keywords:  diamond tools; powder mixtures; ball milling; matrix; diamond wprowadzenie pierwsze narzędzie diamentowe służące do wiercenia otworów w kamieniach naturalnych opatentował francuski inżynier hermann w 1854 r. w 1862 roku również we francji j.r. leschot otrzymał patent na wiertła i maszynę do wykonywania otworów w skałach. natomiast pierwsza diamentowa piła tarczowa do cięcia kamieni została skonstruowana przez félixa fromholta także we francji w 1885 roku, a zastosowana została do cięcia kamienia wapiennego w kamieniołomach w euville dopiero trzynaście lat później. pierwszą piłę z dyskiem metalowym, w której segmenty wykonano za pomocą technologii metalurgii proszków, wytworzono ok. 1940 roku. wykorzystano elektrolityczny proszek żelaza i cząstki diamentu naturalnego, które były wydobywane wówczas w afryce i w brazylii [1]. joanna borowiecka-jamrozek przeglad welding technology review rozwój kompozytów metaliczno-diamentowych i ich zastosowań nastąpił dopiero po ii wojnie światowej. postęp w produkcji narzędzi do cięcia, wiercenia oraz obróbki materiałów uwarunkowany był rozwojem technologii metalurgii proszków oraz opracowaniem produkcji diamentu syntetycznego na skalę przemysłową. elementy robocze takich narzędzi jak piły, wiertła, frezy, czy tarcze szlifierskie to spieki diamentu z kobaltem popularnie nazywane segmentami metaliczno-diamentowymi wytwarzanymi za pomocą technologii metalurgii proszków [2]. podczas wyboru narzędzia należy wziąć pod uwagę właściwości obrabianego materiału oraz warunki obróbki. przez właściwości obrabianego materiału rozumieć należy przede wszystkim jego twardość i właściwości ścierne. 18 przegląd  spawalnictwa vol. 90 3/2018 warunki obróbki to głównie prędkość obrotowa narzędzia, wydajność chłodzenia oraz wydajność prac. czynniki te wpływają zarówno na kształt narzędzia oraz na skład i strukturę segmentów metaliczno-diamentowych. pozwala to na właściwe zaprojektowanie kształtu narzędzia, struktury i składu segmentów metaliczno-diamentowych. trwałość eksploatacyjna segmentów metaliczno-diamentowych związana jest głównie z zapewnieniem odpowiednich własności retencyjnych i trybologicznych przez materiał osnowy. uzyskanie tych własności jest możliwe, jeżeli zachodzi równoczesne zużywanie się ziarna diamentu i osnowy, co stwarza warunki do samoostrzenia się segmentów. materiałem, który spełnia powyższe wymagania i jest powszechnie stosowany przez kilka ostatnich dziesięcioleci jako materiał osnowy w narzędziowych materiałach metaliczno-diamentowych jest kobalt. wadą kobaltu jest bardzo wysoka i niestabilna cena. zmieniły się też relacje pomiędzy ceną kobaltu a diamentu [3,4]. znaczne obniżenie ceny diamentu spowodowane opracowaniem technologii produkcji diamentu syntetycznego na skalę przemysłową zwiększyło udział osnowy w kosztach produkcji narzędzi. zmiany cen surowców i relatywne obniżenie pozostałych kosztów produkcji zmusiły wytwórców narzędzi i producentów metalicznych proszków do poszukiwania nowych, tańszych materiałów osnowy, mogących zastąpić kobalt. do produkcji narzędzi metaliczno-diamentowych zaczęto stosować mieszanki tańszych proszków elementarnych tj. proszek żelaza karbonylkowego lub żelaza redukowanego z dodatkiem miedzi lub brązu. próby również okazały się nieskuteczne. prowadzone badania wykazały, że wytworzone spieki cechują się gruboziarnistą i niejednorodną strukturą, co wpływa na pogorszenie właściwości wytrzymałościowych wytworzonych spieków [5]. założeniem do uzyskania drobnoziarnistej mikrostruktury spieków jest drobnokrystaliczna struktura cząstek proszku, wielofazowa struktura w temperaturze spiekania, która powstrzymując rozrost ziarna zapewnia drobnokrystaliczną strukturę materiału podczas spiekania [6]. głównym celem pracy było zbadanie przydatności do wytwarzania spiekanych kompozytów metaliczno-diamentowych mieszanki proszków fe, cu, ni poddanej mieleniu w młynie kulowym. zbadano wpływ składu chemicznego, warunków procesu mielenia, parametrów procesu wytwarzania na mikrostrukturę i własności mechaniczne wytworzonych spieków. otrzymane własności porównano z własnościami spieków prasowanych na gorąco wyprodukowanych z proszku cobaltu gatunku sms [7,8]. metodyka badań do badań zastosowano spieki otrzymane w wyniku prasowania na gorąco mieszanki elementarnych proszków żelaza, miedzi i niklu poddanych mieleniu w młynie kulowym przez okres 60 godzin. do wykonania mieszanki wykorzystano: a) redukowany proszek żelaza nc 100.24 (höganäs) o wielkości cząstek wynoszącej 20÷180 μm (rys. 1a); b) elektrolityczny proszek miedzi ch-l 10 (ecka) o wielkości cząstek <45 μm; c) karbonylkowy proszek niklu t255 (vale) o średnicy zastępczej fishera wynoszącej 2,4 μm (rys. 1c). kształt i wielkość cząstek proszków użytych do badań przedstawiono na rysunku 1. przed procesem konsolidacji proszki zostały wstępnie wymieszane w odpowiednich proporcjach w mieszalniku typu turbula t2c przez 30 minut. udziały masowe poszczególnych proszków wynosiły 60% fe, 28% cu i 12% ni. następnie przeprowadzono proces mielenia proszków w młynie rys. 1. zdjęcia proszków użytych do badań: a) fe, b) cu, c) ni fig. 1. photos of powders used for the tests: a) fe, b) cu, c) ni kulowym rjm-102 firmy envisense w atmosferze powietrza, w pojemniku wypełnionym w 50% objętości kulami o średnicy 12 mm wykonanymi ze stali 100cr6. stosunek masy kul do masy mielonego proszku wynosił 10:1. prędkość obrotowa bębna wynosiła ok. 70% prędkości krytycznej. proces prasowania na gorąco przeprowadzono w atmosferze azotu, korzystając z prasopieca car1001 włoskiej firmy arga. przygotowaną mieszankę prasowano w składanej matrycy grafitowej umożliwiającej jednoczesne wykonanie 4 próbek o nominalnych wymiarach ~7 x 6 x 40 mm. temperaturę prasowania dobrano w taki sposób, aby otrzymać spieki o porowatości nie większej niż 5%. ze względu na ograniczoną wytrzymałość grafitowej matrycy proszek wytrzymywano 3 minuty w maksymalnej temperaturze, która wynosiła 900 °c i pod maksymalnym ciśnieniem wynoszącym 35 mpa. a) b) c) 100 µm 100 µm 100 µm 19przegląd  spawalnictwa vol. 90 3/2018 wytworzone spieki poddano pomiarom gęstości i twardości. pomiary gęstości przeprowadzono metodą ważenia w powietrzu i w wodzie przy pomocy wagi hydrostatycznej typ wpa120 zgodnie z pn en iso 2738:2001. na podstawie pomiarów gęstości wyznaczono porowatość badanych spieków. twardość spieków zmierzono metodą vickersa stosując obciążenie 10 kg. wyniki pomiarów zamieszczono w tablicy i. z otrzymanych spieków losowo wybrano trzy próbki, z których wytoczono niestandardowe próbki wytrzymałościowe przeznaczone do statycznej próby rozciągania. ich kształt i wymiary przedstawiono na rysunku 3. rys. 2. mieszanka fecuni po mieleniu 60 godzin fig. 2. fecuni mixture after 60 h of milling rys. 3. wymiary próbki przeznaczonej do statycznej próby rozciągania fig. 3. dimensions of the samples used in tensile strength tests rys. 4. krzywa rozciągania spieku fecuni fig. 4. stress-strain curves obtained for fecuni rys. 5. typowy przełom rozciąganych próbek z materiału fecuni fig.  5. typical fracture surface after the tensile strength tests of fecuni samples reprezentatywny przełom poszczególnych próbek przedstawiono na rysunku 5, a ich mikrostrukturę wraz z przykładowymi widmami promieniowania rentgenowskiego eds zebranego z poszczególnych faz spieku przedstawiono na ry-sunku 6 i w tablicy iii. w tablicy iii zamieszczono przykładowe składy chemiczne w % wag. uzyskane z analizy eds z powierzchni spieku fecuni. nr spectrum 1,2,3 odpowiadają odpowiednim punktom zaznaczonym na zdjęciu mikrostruktury zgodnie z rysunkiem 6. materiał  fecuni gęstość(1) [g/cm3] szacowana   porowatość(1) [%] twardość(1) hv10 próbka nr 1 8,11 1,70 295,4 próbka nr 2 8,05 2,42 278,7 próbka nr 3 8,06 2,30 300,0 próbka nr 4 8,05 2,42 287,8 średnia 8,07±0,03 2,18±0,35 290,5±9,3 (1) przedziały ufności oszacowano dla poziomu ufności 0,95 tablica i. gęstość, porowatość i twardość spieków table i. density, porosity and hardness of the investigated sinters tablica ii. wyniki statycznej próby rozciągania dla materiału fecuni table ii. results of the static stretch test for fecuni material na rozciąganie rm, względne wydłużenie (ε). wyniki statycznej próby rozciągania wraz z krzywymi rozciągania badanych spieków przedstawiono w tablicy ii i na rysunku 4. rozciągane próbki poddano następnie badaniom fraktograficznym przy użyciu elektronowego mikroskopu skaningowego jsm-7100f zintegrowanego z systemem do mikroanalizy rentgenowskiej eds serii x-max-aztec firmy oxford instruments. moduł  sprężystości e* [gpa] liczba  poissona* umowna  granica plastyczności  rp0,2 [mpa] wytrzymałość na  rozciąganie  rm [mpa] maksymalne wydłużenie ε [%] 165±3 0,32 355,0±15 716,6±28,7 9,35±0,70 * wyznaczone metodą akustyczną badania wytrzymałościowe przeprowadzono przy użyciu uniwersalnej maszyny wytrzymałościowej typu instron 4502. prędkość przesuwu trawersy ustalono na 0,5 mm/min. średnica w części pomiarowej wynosiła 3,5 mm, a wydłużenie próbek rejestrowano za pomocą ekstensometru o długości pomiarowej 10 mm. na podstawie zarejestrowanych danych obliczono: umowną granicę plastyczności rp0,2, wytrzymałość 5 µm 20 przegląd  spawalnictwa vol. 90 3/2018 literatura [1] konstanty j.: powder metallurgy diamond tools, elsevier, oxford, 2005. [2] romański a.: development of metal matrix for sintered diamonds tools, agh-uwnd, krakow, 2015, (in polish). [3] konstanty j.: sintered diamond tools: trends, challenges and prospects, powder metallurgy, vol. 56, 2013, pp. 184-190. [4] borowiecka-jamrozek j.: engineering structure and properties of materials used as a matrix in diamond impregnated tools, archives of metallurgy and materials, vol. 58, no. 1, 2013, pp. 5-8. [5] borowiecka-jamrozek j., lachowski j.: wytwarzanie spieków przeznaczonych na osnowę narzędzi metaliczno-diamentowych z komercyjnych mieszanek proszków, mechanik nr 1/2017, s. 54-55. podsumowanie  na podstawie otrzymanych danych stwierdzono, że materiał uzyskany z proszku mielonego przez 60 godzin bardzo dobrze się spieka w temperaturze 900 °c i charakteryzuje się drobnoziarnistą mikrostrukturą o małej niejednorodności składu chemicznego. badany materiał fecuni jest godny uwagi ze względu na przystępną cenę, łatwość konsolidacji na drodze prasowania na gorąco, możliwość zmiany w bardzo szerokim zakresie własności wytrzymałościowych i plastycznych, co możliwe jest poprzez odpowiednią modyfikację składu chemicznego i może być stosowany bezpośrednio, jak i pośrednio po wprowadzeniu dodatków metali, takich jak sn, wc, w. chociaż badany materiał posiada gorsze parametry wytrzymałościowe od kobaltu, to jednak należy podkreślić, że zarówno twardość, granica plastyczności jak i wytrzymałość na rozciąganie są na tyle wysokie, że mogą spełnić kryteria zastosowania materiału dla mniej wymagających aplikacji narzędzi ogólnego przeznaczenia. [6] borowiecka-jamrozek j., konstanty j.: microstructure and mechanical properties a new iron-base material used for the fabrication of sintered diamond tools, advanced materials research, tom: 1052, pp. 520-523, 2014. [7] borowiecka-jamrozek j., lachowski j.: modelling of the mechanical state of a diamond particle in the metallic matrix, advanced materials research, 874, 2014, pp. 127-132. [8] borowiecka-jamrozek j., lachowski j.: numerical modelling of stress/ strain field arising in diamond-impregnated cobalt, archives of metallurgy and materials, 59, 2, 2014, pp. 443-446. dyskusja wyników i wnioski  w prezentowanej pracy prowadzono badania mające na celu wytworzenie spieków z niedrogich proszków bazujących na żelazie i ocenę ich możliwości aplikacyjnych w produkcji spiekanych narzędzi diamentowych. przyjęte parametry prasowania na gorąco umożliwiły uzyskanie spieków o wysokiej gęstości, zbliżonej do gęstości teoretycznej (tabl. iii). wykazano, że zmielone proszki można skonsolidować do stanu praktycznie pozbawionego porów przez prasowanie na gorąco w temperaturze 900 °c. gęstość wahała się między 8,05 g/cm3, a 8,11 g/cm3. jak pokazano w tablicy i, stop fe-ni-cu posiada wysoką twardość (290,5 hv10), wysoką wytrzymałość na rozciąganie (716,6 mpa) i wysoką umowną granicę plastyczności (355±15 mpa) przy maks. wydłużeniu 9,35%. badania fraktograficzne wykazały, że przełomy wszystkich rozciąganych próbek mają charakter dołeczkowy, ciągliwy. analiza składu chemicznego eds przeprowadzona na zgładach metalograficznych wykonanych na spiekach wytworzonych z proszków poddanych mieleniu wykazała złożoną wielofazową mikrostrukturę. potwierdziła obecność fe w ilości 42÷52 %wt, cu 48÷53%, ni 2÷3%. jak widać na zdjęciu mikrostruktury – rysunek 6a, stop składa się z roztworu (α-fe) bogatego w węgiel, roztworu miedzi (cu), który jest roztworem stałym fe i ni w cu, ciemnych pól stanowiących mieszaninę tlenków. materiały skonsolidowane cechuje kombinacja wysokiej twardości, wysokiej wytrzymałości na rozciąganie. dodanie 12% wagowych niklu do stopu znacząco zwiększyło twardość i wytrzymałość otrzymanego stopu na koszt jego plastyczności. właściwości wytworzonego stopu mogą być jeszcze szeroko zmodyfikowane przez zmianę składu chemicznego i czasu mielenia. rys. 6. mikrostruktura spieku fecuni wraz z widmami promieniowania rentgenowskiego zebranymi z poszczególnych faz, oznaczone zgodnie ze zdjęciem mikrostruktury fig.  6. microstructure fecuni sinter with x-ray spectra collected from individual fecuni sinter phases, determined according to the microstructure photo spectrum 1 in te ns it y energy [kev] in te ns it y energy [kev] spectrum 2 in te ns it y energy [kev] spectrum 3 tablica iii. skład chemiczny faz table iii. chemical composition of phases weight, % o fe ni cu total spectrum 1 – 11,66 4,08 84,25 100,00 spectrum 2 – 91,59 4,63 3,78 100,00 spectrum 3 17,48 75,53 2,91 4,08 100,00 1 2 3 5 µm nr 5 2015 www.pdf 64 przegląd spawalnictwa vol. 87 5/2015 en 1090 i jej wymagania w zakresie zabezpieczenia antykorozyjnego stalowych konstrukcji spawanych standard en 1090 and its requirements for corrosion protection of welding steel constructions mgr inż. jerzy kozłowski – slv-gsi polska sp. z o.o. autor korespondencyjny/corresponding author: jurek_kozlowski@op.pl streszczenie w referacie przedstawiono wymagania pn-en 1090 oraz norm przez nią przywołanych, w zakresie zabezpieczenia antykorozyjnego stalowych konstrukcji spawanych. w szczególności wymagania odniesiono do specyfikacji i projektu konstrukcji, wyposażenia produkcyjnego i kontrolnego oraz kwalifikacji personelu. zwrócono uwagę na konieczność właściwego opracowania specyfikacji wyrobu przez projektujących konstrukcję jak również przeglądu wymagań dokonywanego przez wytwórców. stopień spełnienia wymagań zobrazowano na podstawie doświadczeń autora z audytowania systemów zkp wg en 1090-1. referat, zwraca również uwagę na bezwzględną konieczność spełnienia wymagań w zakresie kwalifikacji i kompetencji personelu antykorozji. słowa kluczowe: specyfikacja elementu, en 1090, zabezpieczenie antykorozyjne abstract the paper presents the requirements of en 1090 and referred standards in scope of corrosion protection of welding steel constructions . in particular, the requirements referred to the technical specification and design of the structure, production equipment, quality control equipment and personnel qualifications. attention was drawn to the need for proper development of technical specifications of the product by designer as well as the review of the requirements made by the manufacturers. the degree of compliance is illustrated based on the author’s experience with auditing systems according to en 1090-1 fpc. the paper, also draws attention to the absolute necessity to meet the requirements for the qualifications and competence of corrosion protection personnel. keywords: component specification, en 1090, corrosion protection wstęp spełnienie wymagań zharmonizowanej normy en 10901[1] „wykonanie konstrukcji stalowych i aluminiowych. zasady oceny zgodności elementów konstrukcyjnych” oraz norm przez nią przywołanych, jest warunkiem niezbędnym do oznakowania konstrukcji budowlanej znakiem ce, a co za tym idzie możliwością wprowadzenia konstrukcji na rynek. wymagania techniczne wykonania konstrukcji stalowych zawarte są w części drugiej en 1090-2[2] „wykonanie konstrukcji stalowych i aluminiowych. wymagania techniczne dotyczące konstrukcji stalowych”. wymagania dla konstrukcji aluminiowych zawiera część trzecia en 1090-3[3]. przywołane normy obejmują swym zakresem między innymi przygotowanie powierzchni i wykonanie zabezpieczenia antykorozyjnego konstrukcji poprzez malowanie, cynkowanie, natryskiwanie cieplne. niniejsze opracowanie odnosi się tylko do niektórych zagadnień z zakresu antykorozji i ma na celu zwrócenie uwagi na ważność procesów projektowania i wykonania konstrukcji, na późniejszy efekt jakościowy zabezpieczenia antykorozyjnego. uwzględnia również konieczność zapewnienia odpowiednio kwalifikowanego i kompetentnego personelu w tym zakresie. zabezpieczenie antykorozyjne wg en 1090 zabezpieczenie antykorozyjne stalowych konstrukcji budowlanych to niezmiernie ważny element ich trwałości i niezawodnej eksploatacji. trwałość – należy w tym wypadku rozumieć, jako przydatności konstrukcji dla określonego lub długiego czasu użytkowania, bez utraty właściwości użytkowych lub jej osłabienia przy założonych w projekcie warunkach eksploatacji. trwałość elementu zależy od jego zastosowania, warunków ekspozycji i wszystkich, zastosowanych środków ochrony przed korozją. pn-en 1090 wykonanie konstrukcji stalowych i aluminiowych w swej pierwszej części „zasady oceny zgodności elementów konstrukcyjnych” [1], w punkcie 4 dotyczącym jerzy kozłowski 65przegląd spawalnictwa vol. 87  5/2015 oczekiwana trwałość powłoka kategoria korozyjnościb stopień przygotowaniac powyżej 15 lat c1/c2 p1 powyżej c2 p2 od 5 do 15 lat c1 do c3 p1 powyżej c3 p2 powyżej 5 lat c1 do c4 p1 c5 — im p2 a b oczekiwane trwałości powłok i kategorie korozyjności podano w kontekście ne iso 12944 i en iso 14713 c stopnień przygotowania p3 wymagany jest w szczególnych przypadkach wymagań dla elementów konstrukcji, odnosząc się do trwałości nakazuje, by wszystkie wymagania dotyczące zabezpieczenia przed korozją określone zostały w specyfikacji elementu. w zakresie metod mających na celu wykazanie zgodności norma podaje „nie ma bezpośredniej metody badania trwałości. ocenia się ją pośrednio, sprawdzając wymagania dotyczące zabezpieczenia powierzchni podane w specyfikacji elementu z warunkami jego eksploatacji. pn-en 1090 [1,2] stała się podstawą do powiązania zależności między trwałością wyrobu, a zastosowanym zabezpieczeniem antykorozyjnym. w części 2 dotyczącej wymagań technicznych, w rozdziale 10 określa wymagania dotyczące przygotowania powierzchni elementów do nakładania powłok malarskich lub innych, po wytworzeniu elementu konstrukcji. przywołuje również konieczność uwzględnienia w specyfikacji wyrobu wymogów dotyczących zastosowania konkretnego systemu powłok antykorozyjnych. w zakresie szczegółowych wymagań dotyczących systemów ochrony antykorozyjnej odsyła nas do: – załącznika „f” en 1090-2 [2] oraz en iso 12944 [4] w zakresie malowania powierzchni; – załącznika „f” en 1090-2 [2] oraz en 14616 [5], en 15311[6], en iso 14713 [7] – w zakresie powłok metalowych natryskiwanych cieplnie; – załącznika „f” en 1090-2 [2] oraz pn-en iso 1461[8], en iso 14713 [7] – w zakresie cynkowania zanurzeniowego; dla przygotowania powierzchni stalowych do nakładania powłok en 1090-2 [2] wskazuje na wymagania en iso 85013 [9] oraz podkreśla, że wymagany stopień przygotowania powinien być również określony w specyfikacji elementu. w przypadku, gdy w specyfikacji nie określono inaczej, to dla klas wykonania konstrukcji exc2, exc3, exc4 wystarczającym stopniem przygotowania jest stopień p1. gdy określono oczekiwaną trwałość powłoki oraz kategorię korozyjności środowiska, wówczas stopień przygotowania należy przyjąć zgodnie z tablicą 22 (tab. i). tabela przedstawia powiązanie stopnia przygotowania powierzchni z oczekiwaną trwałością powłok i kategorią korozyjności środowiska. tablica i. stopień przygotowania powierzchni table i. degree of surface preparation zabezpieczenie przed zanieczyszczeniami olejem, smarem itp. – korozji kontaktowej; w przypadku niezamierzonego styku wyrobów z różnych metali (np. stal nierdzewna i stal konstrukcyjna), w przypadku spawania stali nierdzewnej ze stalą konstrukcyjna konieczności zachodzenia powłoki ochronnej (nie mniej niż 20mm) licząc od brzegu spoiny – cynkowania zanurzeniowego; uszczelnienie wąskich szczelin w złączach spawanych przed dostępem kwasu, wykonanie otworów wentylacyjnych i odpływowych – uszczelniania; określenie w specyfikacji sposobu zabezpieczenia powierzchni wewnętrznych, dopuszczalność stosowania spoin nieciągłych, – powierzchni styku z betonem; zapewnienie powłoki ochronnej na szerokości co najmniej 50 mm od styku podstaw, oczyszczenie powierzchni niezabezpieczanych – powierzchni niedostępnych; powierzchnie styku w połączeniach ciernych w celu uzyskania odpowiedniego współczynnika tarcia powłoki gruntujące i podkładowe w stykach i pod podkładkami, – napraw po cięciu i spawaniu; zabezpieczenie miejsc gdzie usunięta lub zniszczona została powłoka cynkowa, – czyszczenia powierzchni po montażu; czyszczenie elementów cienkościennych, czyszczenie elementów ze stali nierdzewnych. załącznik „f” do en 1090-2[2] zawiera między innymi wymagania dla: – specyfikacji eksploatacyjnej i technologicznej, – warunków prowadzenia prac antykorozyjnych, – przygotowania powierzchni elementów ze stali węglowej, – powierzchni w trefach złączy spawanych, – powierzchni w połączeniach sprężanych, – przygotowania łączników, – systemów powłok ochronnych, – kontroli i oceny wykonanych powłok. należy bezwzględnie pamiętać, że zabezpieczenie antykorozyjne konstrukcji powstaje na wszystkich etapach wytwarzania, począwszy od opracowania i/lub przeglądu dostarczonej specyfikacji poprzez etapy projektowania, wytwarzania, nakładania zabezpieczenia antykorozyjnego, a na montażu kończąc. dlatego też jest niezmiernie ważnym, by personel odpowiadający za poszczególne etapy wytwarzania, posiadał niezbędną wiedzę również z zakresu antykorozji. specyfikacja wyrobu specyfikacja projektowa wymagania dotyczące wyrobu (konstrukcji) wyspecyfikowane przez odbiorców lub przez organizację, z uwzględnieniem wymagań odbiorcy, lub wymagania przepisów. specyfikacja wykonawcza zestaw dokumentów zawierających dane techniczne i wymagania dotyczące określonej konstrukcji stalowej/ aluminiowej łącznie z wymaganiami dodatkowymi i dotyczącymi zastosowania reguł en 1090-2/-3 [2,3]. załącznik a do en 1090-1[1] opisuje dwa podstawowe przypadki opracowania specyfikacji: przez zamawiającego i przez producenta. dość często specyfikację opracowuje zamawiający razem z wytwórcą. podział pracy w tym zakresie jest umowny i powinien być sprecyzowany na etapie zamówienia lub umowy. w przywołanej en iso 8501-3 [9] w sposób tabelaryczny ujęto rodzaje wad wraz z ich ilustracjami i odniesieniem dla poszczególnych stopni przygotowania (p1, p2, p3). w wymaganiach en 1090-2[2] p. 10 znajdujemy również zalecenia antykorozyjne w stosunku do: – stali trudnordzewiejących; procedury zapewniających wizualną akceptowalność pokrytej rdzą powierzchni stali trudnordzewiejącej, 66 przegląd spawalnictwa vol. 87 5/2015 w opracowanej specyfikacji powinny znaleźć się wszystkie techniczne informacje niezbędne do jego wyprodukowania łącznie z zabezpieczeniem antykorozyjnym. przewodnikiem do opracowania specyfikacji powinny być przedstawione w en 1090-2 [2] tabele: a1 „wykaz wymaganych informacji dodatkowych” oraz a1 „wykaz opcji”. w zakresie zabezpieczenia korozyjnego należy się odnieść między innymi do: – rodzaju zabezpieczenia konstrukcji, – systemu powłok ochronnych, – stopnia przygotowania powierzchni lub oczekiwanej trwałości powłok w odniesieniu do korozyjności środowiska, – wymagań technologicznych dla powłok, – wymagań związanych z procedurą kwalifikacyjną procesu cynkowania ogniowego elementów profilowanych na zimno, – niezbędnych powierzchni referencyjnych. w specyfikacjach dla zabezpieczenia antykorozyjnego należy uwzględnić, w zależności od zastosowanego zabezpieczenia, wymagania norm en iso 12944-1÷8[4], en iso 14616[5], en 15311[6], en iso 1461[8], en iso 14713[7]. ze względu na fakt, że produkcja elementów powinna być prowadzona i kontrolowana z użyciem specyfikacji podającej wszystkie niezbędne informacje, z odpowiednimi szczegółami umożliwiającymi wytworzenie elementu i ocenę jego zgodności. specyfikacja staje się jednym z najważniejszych dokumentów w procesie wytworzenia wyrobu. by jej opracowanie było właściwe, niezbędnym elementem jest posiadanie kompetentnego personelu w zakresie wszystkich stosowanych w procesie wytwarzania procesów, w tym również antykorozji. projektowanie konstrukcji, a zabezpieczenie antykorozyjne bez właściwego projektu nie jest możliwe skuteczne zabezpieczenie antykorozyjne konstrukcji. projekt powinien zapewniać, że konstrukcja jest odpowiednia dla wyznaczonej jej funkcji, ma wymaganą stabilność, wytrzymałość i trwałość oraz akceptowalny koszt wytworzenia i zadowalający pod względem estetycznym wygląd. powinien być sporządzony tak, aby umożliwiał właściwe przygotowanie powierzchni, nałożenie powłok, nadzór nad eksploatacją i renowację po założonym czasie użytkowania. by etap projektowania konstrukcji był skuteczny pod względem zabezpieczenia antykorozyjnego, potrzebne jest spełnienie kilku warunków: – koniecznym jest opracowanie wymagań dotyczących konstrukcji: wymagany okres ochrony; kategoria korozyjności środowiska, w którym konstrukcja będzie eksploatowana. na ich podstawie należy określić wymagania odpowiednie dla mającego mieć zastosowanie rodzaju zabezpieczenia antykorozyjnego: przygotowanie powierzchni, wymagany system zabezpieczeń, liczba i rodzaj powłok, grubości powłok, metody nakładania, miejsce wykonywania prac antykorozyjnych (wytwórnia, budowa), wymagania dotyczące renowacji, wymagania dotyczące ochrony zdrowia, bezpieczeństwa pracy i ochrony środowiska. – w przypadku opracowania specyfikacji wyrobu przez zamawiającego, wytwórca już na etapie przeglądu zamówienia lub umowy powinien dokonać analizy możliwości spełnienia wymagań dotyczących zabezpieczenia antykorozyjnego. na tym etapie należy bezwzględnie ustalić jakie wymagania zawarł zamawiający np. „pomalować dwuwarstwowo w kolorze ral…, grubość powłok minimum 260 μm”. – jeśli projektant nie posiada odpowiedniej wiedzy z zakresu antykorozji to już w początkowym etapie projektowania powinien mieć możliwość konsultacji ze specjalistą w zakresie antykorozji. rzeczywistość spotykana podczas audytów to specyfikacje bardzo ograniczone w zakresie wymagań dla zabezpieczenia antykorozyjnego lub niezawierające odniesień do antykorozji. często wymaganiem w specyfikacji jest tylko grubość powłoki malarskiej, jej kolor i okres wymaganej gwarancji. to wytwórca we własnym zakresie decyduje o pozostałych wymaganiach, nie znając nawet kategorii korozyjności środowiska, w którym konstrukcja będzie eksploatowana. specyfikacje nie podają wymagań, co do zastosowanych systemów malarskich wg en iso 12944-5 [4], nie odnoszą się do korozyjności środowiska, w którym konstrukcja będzie zamontowana. wymagania gwarancyjne ograniczają się do podania tylko okresu gwarancji bez odniesień do ilości i rozmiaru uszkodzeń oraz dopuszczalnych zmian w wyglądzie powłok po czasie użytkowania (en iso 4628[10]). zapomina się również o konieczności dokonywania okresowych przeglądów technicznych w czasie trwania gwarancji. brak kompetentnego, w zakresie antykorozji, personelu skutkuje projektami, w których nie uwzględnia się np. konieczności unikania ciasnych przestrzeni i zachowania minimalnych odległości pozwalających na właściwe przygotowanie powierzchni i ułożenie warstw antykorozyjnych, (rys. 1). a) b) c) rys. 1. a, b, c) brak zachowania minimalnych wymiarów fig. 1. a, b, c) lack of assure minimum dimension w przypadku konstrukcji przeznaczonych do ocynkowania ogniowego, koniecznym jest spełnienie wymagań iso 1461[8] i iso 14713 [7]. w elementach zawierających przestrzenie zamknięte należy przewidzieć otwory odpowietrzające i odpływowe. jest to szczególnie ważne dla uniknięcia ryzyka eksplozji w trakcie cynkowania hermetycznie zaspawanych elementów. niestety często zdarza się, że w dokumentacji znajduje się tylko zapis o cynkowaniu ogniowym i konieczności wykonania otworów technologicznych bez konkretnego ich umieszczenia w dokumentacji rysunkowej konstrukcji. wytwórca natomiast nie zawsze 67przegląd spawalnictwa vol. 87  5/2015 jest w stanie właściwie zinterpretować te wymagania. efektem braku przestrzegania zasad wykonania konstrukcji z uwzględnieniem cynkowania ogniowego są przedstawione na rysunku 3 a) rozerwanie i b) obszar niedocynkowany – spowodowane brakiem otworów technologicznych, c) „krwawy wyciek” z wąskiej szczeliny, niezamkniętej podczas spawania. w przypadku zastosowania stali w nieodpowiedniej klasie przydatności do cynkowania ogniowego otzymujemy często nieakceptowalne przez zamawiającego przebarwienia powierzchni ocynkowanej (rys. 2a). niezachowanie własciwej technologi przeróbki na zimno może skutkować wystąpieniem pęknięć podczas procesy cynkowania (rys. 2b).to tylko niektóre przykłady braku dostatecznej wiedzy personelu zaangażowanego w proces projektowania i wytwarzania konstrukcji. a) b) c) rys. 3. a) rozerwanie b) niedocynk c) „krwawe wycieki” fig. 3. a) burst b) lack of galvanized coating c) „blood spills” rys. 2. a) pęknięcie podczas cynkowania ogniowego; b) „przebarwienia” fig. 2. a) craks during hot-dip galvanizing ; b) „discoloration” a) b) znaczących niezgodności w procesie produkcji”. podobne wymogi nadzoru obowiązują dla wyposażenia do pomiarów i badań, mającego wpływ na ocenę zgodności wyrobu. sprzęt powinien być sprawdzany i kalibrowany w ustalonych odstępach czasu, według ustalonych procedur. wymaga się przechowywania, przez okres określony w systemie fpc, dokumentów i zapisów potwierdzających prowadzenie takiego nadzoru. wymagania powyższe dotyczą wyposażenia stosowanego w procesie produkcji tzn. również wyposażenia stosowanego w procesie antykorozji. stopień spełnienia przytoczonych wymagań jest bardzo różny i zależy od poziomu wiedzy dotyczącej koniczności spełniania wymagań. funkcjonują organizacje, które posiadają i wykorzystują wyposażenia, a w zakresie „nadzoru” dokonują tylko niezbędnych bieżących napraw. w razie koniecznej potrzeby uzupełniają posiadane wyposażenie poprzez zakup. w zakresie wyposażenia do kontroli procesu antykorozji najczęściej posiadany sprzęt ten to tylko termometr, wilgotnościomierz, przyrząd do pomiaru grubości na sucho, grzebień do pomiaru grubości na mokro, rzadziej folie kalibracyjne. należy tu wspomnieć, że nie zawsze personel potrafi właściwie posługiwać się posiadanym wyposażeniem. wraz z rozwojem świadomości w zakresie systemów zkp, rozszerza się również grupa wytwórców prowadzących pełen nadzór nad wyposażeniem. posiadają oni opracowany i wdrożony system przeglądów wyposażenia produkcyjnego. sprzęt do kontroli i badań jest regularnie sprawdzany w uprawnionych jednostkach zewnętrznych lub prowadzone są sprawdzenia własne na bazie posiadanych wzorców. wyposażenie jest jednoznacznie zidentyfikowane wraz z przypisanym mu statusem kontroli i badań. postępowanie takie jest pełnym spełnieniem wymagań sytemu fpc. na podstawie doświadczenia audytowego można stwierdzić, że wraz ze wzrostem kwalifikacji i kompetencji kluczowego personelu tym właściwsze i lepiej nadzorowane wyposażenie. przykłady pokazano na rysunku 4. wyposażenie i infrastruktura wyposażenie do produkcji i kontroli wymagania w odniesieniu do wyposażenia stosowanego przez wytwórcę w procesie produkcji oraz sprzętu wykorzystywanego do pomiarów i badań znajdujemy w en 1090-1[1] w punkcie 6.3.3. „wyposażenie stosowane w procesie produkcji powinno być regularnie kontrolowane i utrzymywane w stanie zapewniającym, że jego stosowanie nie spowoduje a) b)a) b) c) d) rys. 4. przykłady nadzorowania wyposażenia fig. 4. examples of equipment supervision 68 przegląd spawalnictwa vol. 87 5/2015 magazyny wyrobów lakierniczych w zależności od organizacji i skali prowadzonego procesu nakładania powłok antykorozyjnych wielkość i rodzaj pomieszczeń przeznaczonych do przechowywania materiałów lakierniczych jest oczywiście różna. sposób przechowania to pełna rozbieżność od osobnych pomieszczeń z automatycznym nadzorowaniem i monitorowaniem warunków środowiskowych (rys. 5a) do składowania w „akurat wolnym zakątku hali produkcyjnej” (rys. 5b). tu również kluczową rolę odgrywa świadomość personelu nadzorującego proces antykorozji. pomieszczenia obróbki i czyszczenia oraz malarni coraz częściej wytwórcy inwestują w profesjonalne komory do czyszczenia strumieniowo-ściernego, kabiny lakiernicze lub hale przystosowane do prac malarskich. niestety nierzadkie są też przypadki, że malowanie odbywa się w nieogrzewanych pomieszczeniach, gdzie nie ma możliwości dotrzymywania warunków środowiskowych. oczywiście ma to bezpośrednie przełożenie na jakość wykonywanych powłok antykorozyjnych. personel zgodnie z wymaganiami normy en 1090-1[1] odpowiedzialność, zwierzchność i wzajemne relacje personelu zarządzającego wykonywaniem prac mających wpływ na zgodność wyrobu, powinny być określone. personel zaangażowany w działania mające wpływ na ocenę zgodności elementów powinien mieć odpowiednie kwalifikacje i być szkolony w zakresie elementów klasy wykonania egzekwowanej przez klienta. wymagania te dotyczą również personelu zaangażowanego w wykonanie, nadzór i kontrolę wykonanych powłok zabezpieczeń antykorozyjnych. w przypadku podzlecania usług antykorozyjnych koniecznym jest uwzględnienie zapisu normy en iso 12944-7 [4], „firmy zawierające umowy na nakładanie ochronnych systemów malarskich na konstrukcje stalowe, i ich personel, powinny być zdolne do wykonania tych prac w sposób prawidłowy i bezpieczny. prace wymagające szczególnej staranności powinny być wykonywane jedynie przez personel mający kwalifikacje potwierdzone przez upoważnioną instytucję, pod warunkiem, że strony nie uzgodniły inaczej”. „powinno nadzorować się wykonanie pracy na wszystkich jej etapach. nadzór powinny przeprowadzać odpowiednio wykwalifikowane i doświadczone osoby”. niestety, często te wymagania są bagatelizowane. zapomina się, że tylko kompetentny personel, posiadający wiedzę i doświadczenie w zakresie antykorozji, jest w stanie zapewnić właściwe wykonanie i ocenę jakości, zgodnie z warunkami zawartymi w specyfikacji wyrobu. brak kompetentnego personelu potrafiącego przetransponować zapisy specyfikacji na wymogi dotyczące poszczególnych etapów procesu np. przygotowania powierzchni, sprawdzenia powierzchni choćby na obecność kurzu, zatłuszczeń, zanieczyszczeń jonowych itp. świadomość kończy się na potrzebie wyczyszczenia konstrukcji, często bez odpowiedniego sprawdzenia stopnia tego wyczyszczenia; sprawdzeniu temperatury i wilgotności podczas malowania, ale bez odniesienia do temperatury punktu rosy i bez pomiaru temperatury malowanego elementu; nałożeniu warstw, bez przestrzegania wymaganego czasu schnięcia międzywarstw; pomiarze grubości całkowitej bez uwzględnienia wartości korygującej wynikającej z profilu powierzchni i ocenie wizualnej w skali „ładny/brzydki”. prowadzenie zapisów z procesu traktowane jest, jako „zło konieczne”. funkcjonują oczywiście organizacje, posiadające kompetentny personel, który we właściwy sposób prowadzi i nadzoruje prace antykorozyjne. aby mówić o prawidłowym funkcjonowaniu systemu zkp wg en 1090-1 [1], w organizacja musi mieć świadomość ważności wymagań i konieczności wykonywania zabezpieczenia antykorozyjnego zgodnie z wymaganiami ustalonymi w specyfikacji wyrobu, normie en 1090-2[2] oraz w normach przez nią przywołanych. w wielu przypadkach to dopiero podczas audytów zkp wg en 1090-1 [1] wytwórcy dowiadują się o wymaganych kompetencjach personelu antykorozji i o konieczności jego kształcenia. nader często kształcenie pozostaje na poziomie krótkiego, kilkugodzinnego szkolenia, przeprowadzonego przez przedstawiciela wytwórcy farb. szkolenia te w dużej części poświęcone są prezentacji wyrobów lakierniczych niż przekazywaniem wiedzy z antykorozji. spotykane są również kilkugodzinne szkolenia dla personelu nadzoru prac antykorozyjnych, zakończone nawet „egzaminem”. szkolenia takie dają poza wystawionym świadectwem, tylko złudzenie pełnego zapoznania się z procesem antykorozji. oczywiście mamy i dobre wzorce szkoleń. wiedzę inspektora antykorozji można zdobyć min. na cieszącym się dużym uznaniem, 3 stopniowym kursie „projektowanie i nadzór rys. 5. przykład przechowywania farb a) w dowolnym miejscu; b) magazyn fig. 5. an example of storage the paints a) anywhere, b) warehouse a) b.1) b.2) 69przegląd spawalnictwa vol. 87  5/2015 nad wykonywaniem zabezpieczeń antykorozyjnych na konstrukcjach stalowych” prowadzonym przez instytut badawczy dróg i mostów. ibdim organizuje jeden cykl kursu rocznie. w mniejszym, na chwilę obecną, zakresie dostępne są kursy prowadzone np. przez norweskie frosio, niestety kursy te nie są prowadzone w języku polskim. wychodząc naprzeciw potrzebom rynku, slv-gsi polska prowadzi działania mające skutkować uruchomieniem szkoleń frosio w języku polskim. ważnym problemem na rynku stalowych konstrukcji budowlanych jest brak obligatoryjnych wymagań dla wytwórców konstrukcji dotyczących posiadania kompetentnego personelu o określonym poziomie wykształcenia antykorozyjnego. działaniem w kierunku ujednolicenia wymagań jest realizowany w okresie 01.08.2013 – 31.07.2015, projekt partnerski „porozumienie w zakresie dokształcania oraz transferu wiedzy w obszarze ochrony przed korozją – korrall” finansowany przez komisję europejską, w ramach programu „uczenie się przez całe życie”leonardo da vinci. program ma na celu nawiązanie współpracy w zakresie szkolenia zawodowego dla obszaru zabezpieczeń antykorozyjnych. uczestnikami – partnerami programu są: – uniwersytet „eftimie murgu” z resita (rumunia), – rumuńskie stowarzyszenie spawalnicze (asociatia de sudura din romania), – slv-gsi polska sp. z o.o., – ifinkorinstytut przy wyższej szkole zawodowej południowej westfalii (niemcy), zaś jednostką wiodącą (koordynatorem) jest gsi slv duisburg (niemcy). na ile wyniki tego programu przybliżą nas do ujednolicenia wymagań, pokaże przyszłość. literatura [1] pn-en 1090-1:2010 + pn-en 1090-1:2010/ac wykonanie konstrukcji stalowych i aluminiowych część 1: zasady oceny zgodności elementów konstrukcyjnych. [2] pn-en 1090-2:2009 wykonanie konstrukcji stalowych i aluminiowych część 2: wymagania techniczne dotyczące konstrukcji stalowych. [3] pn-en 1090-3:2008 wykonanie konstrukcji stalowych i aluminiowych część 3: wymagania techniczne dotyczące wykonania konstrukcji aluminiowych. [4] pn-en 12944-1÷8 farby i lakiery ochrona przed korozją konstrukcji stalowych za pomocą ochronnych systemów malarskich. [5] pn-en 14616:2006 natryskiwanie cieplne zalecenia dotyczące stosowania natryskiwania cieplnego. [6] pn-en 15311:2008 natryskiwanie cieplne części z powłokami natryskiwanymi cieplnie techniczne warunki dostawy. [7] pn-en 14713:2010 powłoki cynkowe wytyczne i zalecenia dotyczące ochrony przed korozją konstrukcji ze stopów żelaza część 1: zasady ogólne dotyczące projektowania i odporności korozyjnej powłoki cynkowe wytyczne i zalecenia dotyczące ochrony przed korozją konstrukcji ze stopów żelaza część 2: cynkowanie zanurzeniowe. [8] pn-en iso 1461:2011 powłoki cynkowe nanoszone na wyroby stalowe i żeliwne metodą zanurzeniową wymagania i metody badań. [9] pn-en 8501-3:2008 przygotowanie podłoży stalowych przed nakładaniem farb i podobnych produktów wzrokowa ocena czystości powierzchni część 3: stopnie przygotowania spoin, krawędzi i innych obszarów z wadami powierzchni. [10] pn-en iso 4628:2005 farby i lakiery ocena zniszczenia powłok określanie ilości i rozmiaru uszkodzeń oraz intensywności jednolitych zmian w wyglądzie. podsumowanie i wnioski powyższe opracowanie odnosi się tylko do niektórych zagadnień związanych z problemem zabezpieczenia antykorozyjnego spawanych konstrukcji stalowych. wystawiając deklarację właściwości użytkowych i oznakowując konstrukcję znakiem ce wytwórca potwierdza, że w procesie wytwórczym przestrzegano wymagań zawartych w pn-en 1090 oraz normach przez nią przywołanych. niedopuszczalnym staje się więc pominięcie wymagań dotyczących zabezpieczenia antykorozyjnego w specyfikacji wyrobu. wszystkie cechy wyrobu, również te dotyczące antykorozji muszą być określone i zadeklarowane w sposób świadomy i z zachowaniem nakazanych wymagań. niezmiernie często spotykane jest pobieżne traktowanie tematu zabezpieczenia antykorozyjnego konstrukcji zarówno w wymaganiach stawianych przez zamawiających jak również w samych projektach konstrukcji. spotykane zapisy – „konstrukcje należy cynkować” czy „konstrukcję pomalować na kolor ral…, grubość całkowita minimum 180 μm” to przecież tylko lakoniczne stwierdzenia wskazujące wprost, że ich autorom brak wiedzy w zakresie zabezpieczenia antykorozyjnego. wprowadzający na rynek, wystawiając deklarację właściwości użytkowych i oznakowując konstrukcję znakiem ce musi mieć pełną świadomość ważności deklarowanych cech wyrobu. wejście w życie rozporządzenia 305/2011 oraz zharmonizowanej normy 1090-1 [1] wprowadziło obowiązek znakowania wyrobów budowlanych znakiem ce, przed ich wprowadzeniem na rynek. obowiązek ten dotyczy również stalowych i aluminiowych konstrukcji budowlanych. deklarowanie trwałości wyrobu, a co za tym idzie, właściwości jego zabezpieczenia antykorozyjnego się obowiązkiem producenta (wprowadzającego na rynek). opracowywana specyfikacja wyrobu musi obejmować również aspekt jego zabezpieczenia antykorozyjnego. skuteczności procesów projektowania, wytwarzania i zabezpieczenia antykorozyjnego zależy bezpośrednio od kompetencji personelu biorącego udział w procesie. należy zwrócić szczególna uwagę na kwalifikacje i kompetencje, w zakresie antykorozji, osób odpowiedzialnych za projektowanie, opracowywanie specyfikacji wyrobu i nadzór nad wytwarzaniem. ps 4 2016 www hr.pdf 23przegląd  spawalnictwa       vol. 88 4/2016 badania połączeń spawanych   poddanych wahadłowemu zginaniu investigation welded joints subjected to oscillatory bending mgr inż. janusz lewandowski; dr hab. inż. dariusz rozumek, prof. nzw. po; dr maria hepner – politechnika opolska. autor korespondencyjny/corresponding author: d.rozumek@po.opole.pl streszczenie w pracy zaprezentowano wyniki badań próbek z pachwinowym złączem spawanym, wykonanych ze stali s355, poddanych wahadłowemu zginaniu. badania przeprowadzono przy stałej wartości amplitudy momentu i współczynnika asymetrii cyklu z częstotliwością obciążenia wynoszącą 28,4 hz. próbki posiadały koncentrator naprężeń w postaci zewnętrznego, dwustronnego karbu i pachwinowych złączy spawanych. słowa kluczowe: spawanie; zginanie; wzrost pęknięć zmęczeniowych; struktura abstract the paper presents the results of tests on specimens of fillet welded joint, made of steel s355 subjected to oscillatory bending. tests were performed at a constant amplitude of moment and stress ratio at a frequency of 28.4 hz load. specimens had a stress concentrator in the form of external bilateral notch and fillet welds. keywords: welding; bending; fatigue crack growth; structure wstęp projektowanie bezawaryjnych i bezpiecznych urządzeń technicznych w różnych gałęziach przemysłu ma ogromne znaczenie. wiedza z zakresu wytrzymałości materiałów a tym bardziej trwałości zmęczeniowej, inicjacji i rozwoju pęknięć umożliwia tzw. bezpieczne podejście do konstruowania i budowy urządzeń technicznych. najczęściej stosowanymi połączeniami nierozłącznymi w przemyśle są połączenia spawane. niezależnie od rodzaju połączeń czy sposobu ich wykonywania w trakcie eksploatacji badacze prowadzący okresowe badania wykrywają pęknięcia zmęczeniowe. autorzy postawili sobie za cel opis rozwoju pęknięć zmęczeniowych w pachwinowych złączach spawanych ze spoinami wklęsłymi i wypukłymi wykonanych ze stali s355, poddanych wahadłowemu zginaniu. przygotowanie próbek do badań próbki do badań wykonano ze stali s355. kształt oraz wymiary badanych próbek, litej oraz z wklęsłym złączem spawanym, pokazano na rysunku 1. próbki wykonane zostały z pręta ciągnionego o średnicy ø30 mm, z którego wykonano dwa rodzaje elementów składowych próbek (rys. 2), połączonych następnie dwustronnymi spoinami wklęsłymi lub wypukłymi. złącza spawane wykonano ręcznie metodą tig w osłonie argonu. dodatkowo w czasie spawania podawano drut spawalniczy o oznaczeniu w-42-2-w2sil zgodnie z pn-en 1668 [1]. teoretyczny współczynnik kształtu karbu wyznaczono dla próbki litej janusz lewandowski, dariusz rozumek, maria hepner zgodnie z równaniem podanym w pracy [2], który dla obciążeń zginających wynosi αk = 1,38. na rysunku 3 przedstawiono gotowe próbki do badań ze spoinami wklęsłymi i wypukłymi. rys. 1. kształt i wymiary próbek: litej i z wklęsłą spoiną pachwinową fig. 1. the shape and dimensions of the specimens: the solid and with fillet weld (concave connector welded) próbki wykonane zostały z pręta ciągnionego o średnicy ø30 mm, z którego wykonano dwa rodzaje elementów składowych próbek (rys. 2), połączonych następnie dwustronnymi spoinami wklęsłymi lub wypukłymi. złącza spawane wykonano ręcznie metodą tig w osłonie argonu. dodatkowo w czasie spawania podawano drut spawalniczy o oznaczeniu przeglad welding technology review 24 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 4/2016 w-42-2-w2sil zgodnie z pn-en 1668 [1]. teoretyczny współczynnik kształtu karbu wyznaczono dla próbki litej zgodnie z równaniem podanym w pracy [2], który dla obciążeń zginających wynosi αk = 1,38. na rysunku 3 przedstawiono gotowe próbki do badań ze spoinami wklęsłymi i wypukłymi. rys. 2. elementy składowe badanych próbek fig. 2. components test specimens rys. 3. próbki do badań ze spoinami wklęsłymi i wypukłymi fig. 3. the test specimens: with a concave and convex welded joint stanowisko do badań badania przeprowadzano na maszynie zmęczeniowej mzgs-100 przy zginaniu i wartości współczynnika asymetrii cyklu r = 1 [3]. jednostronnie utwierdzone próbki, poddano cyklicznemu zginaniu stałą amplitudą momentu ma = 9,20 n•m, co odpowiadało nominalnej amplitudzie naprężenia normalnego σa = 383 mpa przed pojawieniem się pęknięcia. rozwój pęknięć obserwowano metodą optyczną na powierzchni próbek. przyrosty pęknięć zmęczeniowych mierzono za pomocą mikrometru cyfrowego umieszczonego w mikroskopie przenośnym o powiększeniu 25x z dokładnością 0,01 mm, notując jednocześnie liczbę cykli obciążenia n. badania na zginanie prowadzone były z częstotliwości obciążenia 28,4 hz. moment wywoływano siłą na ramieniu o długości 0,2 m. wyniki badań i ich analiza pomiary twardości na wybranych losowo próbkach przeprowadzono badanie twardości metodą vickersa hv01, zgodnie z pn-en 1043-1 [4]. kryterium akceptacji była różnica pomiędzy twardością złącza, a materiału rodzimego, która nie może przekraczać 100 hv. na rysunku 4 pokazano wykres zmienności wartości twardości w zależności od położenia punktu pomiarowego. widać, że w materiale rodzimym twardości utrzymywały swoje wartości na podobnym poziomie. w strefie wpływu ciepła (swc) widoczne są silne wahania wartości twardości. następnie przechodząc do materiału spoiny zaobserwowano, że wartości te ulegają stabilizacji (nieznaczne wahania punktów pomiarowych). obserwacje strukturalne na rysunku 5 przedstawiono strukturę materiału badanej próbki litej ze stali s355. materiał charakteryzuje się drobnoziarnistą strukturą ferrytyczno–perlityczną wykazującą drobne równoosiowe ziarna ferrytu oraz bardzo drobny perlit w układzie pasmowym. perlit odznacza się bardzo drobną strukturą płytkową z częściową koagulacją cementytu. rys. 4. pomiary twardości z podziałem na strefy fig. 4. hardness measurements with divided into zones rys. 5. struktura materiału rodzimego (powiększenie 500x) fig. 5. the structure of the base material (magnification 500x) na rysunku 6 przedstawiono strukturę materiału próbki ze spoiną zarówno wklęsłą jak i wypukłą. w spoinach obydwóch rodzajów próbek zaobserwowano budowę dendrytyczną z ziarnami w układzie widmanstattena (rys. 6a). w swc występuje gruboiglasta struktura martenzytu i bainitu górnego w układzie widmanstattena, struktura bainitu dolnego, drobnoziarnista strefa normalizowana (powstała przy nagrzaniu materiału rodzimego powyżej a3), strefa częściowo przekrystalizowana, charakteryzująca się niejednorodną wielkością ziarna o stosunkowo dużych ziarnach ferrytu i znacznie rozdrobnionych ziarnach perlitu (rys. 6b-6e). badanie pęknięć zmęczeniowych na rysunku 7a przedstawiono przykładową fotografię inicjacji rozwoju pęknięcia zmęczeniowego próbki litej. główne pęknięcie ma charakter nieregularny i przebiega zarówno po granicach ziaren jak i transkrystalicznie poprzez ziarna. zmiana kierunku pęknięcia najczęściej zachodzi w pasmowych wydzieleniach perlitu. obserwuje się również nieliczne, krótkie pęknięcia boczne inicjowane w pasmach perlitu (rys. 7b). na rysunku 8a przedstawiono fotografię inicjacji rozwoju pęknięcia zmęczeniowego próbki ze spoiną wklęsłą. pęknięcie inicjowane było w dnie karbu w obszarze gruboiglastej struktury martenzytycznej i na całej swojej długości charak25przegląd  spawalnictwa       vol. 88 4/2016   a)   b)   c)   e)  d) rys. 6. struktura złącza spawanego (powiększenie 500x): a) budowa dendrytyczna z ziarnami w układzie widmanstattena, b) struktura martenzytu i bainitu górnego w układzie widmanstattena, c) struktura bainitu dolnego, d) strefa normalizowana, e) strefa częściowo przekrystalizowana fig. 6. the structure of the parent material (solid specimens) (magnification 500x): a) the dendritic structure with grains in system widmanstattena, b) the structure of martensite and upper bainite in system widmanstattena, c) the structure of lower bainite, d) normalized zone, e) zone partially recrystallized teryzowało się nieregularnym przebiegiem, tworząc liczne „uskoki”, często wzdłuż igieł martenzytu (rys. 8b). pęknięcie zasadniczo rozwija się w kierunku prostopadłym do kierunku największych naprężeń normalnych. przebiega ono w zróżnicowanej strukturze: martenzytycznej, bainitycznej oraz w strefie normalizacji. w tej ostatniej propagacja pęknięcia miała charakter bardzo regularny. od pęknięcia głównego obserwuje się w obszarze struktury martenzytycznej i bainitycznej odchodzące rozgałęziające się pęknięcia boczne. na rysunku 9a przedstawiono fotografię inicjacji rozwoju pęknięcia zmęczeniowego próbki ze spoiną wypukłą. pęknięcie główne inicjowane było w dnie karbu na linii wtopienia i przebiegało prostopadle do kierunku największych rys. 7. pęknięcie zmęczeniowe próbki litej przy cyklicznym zginaniu: a) inicjacja, b) struktura (powiększenie 200x) fig. 7. fatigue cracks in the solid specimen in cyclic bending a) initiation, b) structure (magnification 200x)   a)   b) rys. 8. pęknięcie zmęczeniowe próbki litej przy cyklicznym zginaniu: a) inicjacja, b) struktura (powiększenie 200x) fig. 8. fatigue cracks in the solid specimen in cyclic bending a) initiation, b) structure (magnification 200x)   a)   b) naprężeń normalnych (rys. 9b). od pęknięcia głównego odchodzą liczne krótkie pęknięcia boczne. następnie pęknięcie główne przebiegało w strefie struktury normalizowanej i na tym etapie nie obserwowało się pęknięć bocznych.   a)   b) rys.  9.  pęknięcie zmęczeniowe próbki ze spoiną wypukłą przy cyklicznym zginaniu: a) inicjacja, b) struktura (powiększenie 200x) fig. 9. fatigue cracks in the specimen with a convex connector welded in cyclic bending a) initiation, b) structure (magnification 200x) podczas badań zaobserwowano, że inicjacja i rozwój pęknięć występowały z jednej strony próbki (z góry lub z dołu), a po pewnym okresie propagacji rozwój pęknięć występował również z drugiej strony (rys. 7-9). na rysunku 10 przedstawiono przykładowe krzywe długości pęknięć zmęczeniowych w funkcji liczby cykli dla otrzymanych wyników badań. na podstawie rys. 10 można zauważyć, że najmniejsze trwałości zmęczeniowe miały próbki ze spoiną wypukłą. inicjacja pęknięć (0,10 mm) następowała przy 67000 cykli. dalszy rozwój pęknięcia następował dość szybko i przy liczbie 74000 cykli próbka uległa zniszczeniu. w próbce ze spoiną wklęsłą po 44500 cykli zaobserwowano pęknięcie o długości 0,15 mm. rozwój pęknięcia następował z mniejszą prędkością, w porównaniu do rozwoju pęknięcia próbki ze spoiną wypukłą. przy liczbie cykli 77500 próbka została zniszczona. próbka lita wykazała największą trwałość zmęczeniową w porównaniu do próbek spawanych. inicjacja pęknięcia (0,10 mm) wystąpiła po 85000 cykli i była wyższa niż w próbkach spawanych. rozwój pęknięcia następował w szybszym tempie niż próbki ze spoiną wklęsłą ale w porównywalnym tempie do próbki ze spoiną wypukłą, a przy liczbie 98000 cykli próbka została zniszczona. różnica w trwałości pomiędzy próbką z materiału litego, a próbką ze spoiną wklęsłą była większa o 31000 cykli (46%). różnica w trwałości pomiędzy próbką z materiału litego, a próbką ze spoiną wypukłą była większa o 24000 cykli (32%). widać więc, że przy tych samych badanych przekrojach i zastosowanym obciążeniu różnice są wyraźne. rys.  10.  długości pęknięć zmęczeniowych w funkcji liczby cykli dla próbek poddanych zginaniu fig. 10. fatigue crack length versus number of cycles for the specimens subjected to bending 26 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 4/2016 literatura [1] pn-en 1668:2000 materiały dodatkowe do spawania -pręty, druty do spawania łukowego w osłonach gazów elektrodą wolframową stali niestopowych i drobnoziarnistych oraz ich stopiwa – klasyfikacja. [2] kocańda s., szala j., podstawy obliczeń zmęczeniowych, pwn, warszawa 1985, s. 276. [3] rozumek d., macha e., opis rozwoju pęknięć zmęczeniowych w materiałach sprężysto-plastycznych przy proporcjonalnym zginaniu ze skręcaniem, politechnika opolska, opole 2006, s. 196. [4] pn-en 1043-1:2000 spawalnictwo -badania niszczące metalowych złączy spawanych -próba twardości -próba twardości złączy spawanych łukowo. podsumowanie na podstawie przeprowadzonych badań połączeń spawanych poddanych wahadłowemu zginaniu sformułowano następujące wnioski: – inicjacja pęknięć zmęczeniowych we wszystkich badanych próbkach rozpoczynała się w miejscu największej koncentracji naprężeń. – największą trwałość wykazały próbki wykonane z litego materiału. ich trwałość w porównaniu do próbek ze spoinami wklęsłymi była wyższa o 32%, a w porównaniu do próbek ze spoinami wypukłymi była wyższa o 42%. – najmniejsze prędkości wzrostu pęknięć zmęczeniowych wykazały próbki ze spoinami wklęsłym. – próbki z litego materiału oraz próbki ze spoinami wypukłymi wykazywały podobne prędkości wzrostu pęknięć zmęczeniowych ale trwałości ich były różne. 201207_pspaw.pdf 20 przegląd spawalnictwa 7/2012 anna pocica spawanie w przemyśle włókienniczym w trzeciej dekadzie xx wieku (z teki jacka lassocińskiego) welding in the textile industry in third decade   of twentieth century (from jacek lassociński’s portfolio) dr inż. anna pocica – politechnika opolska. streszczenie w artykule przedstawiono zastosowanie metod spawalniczych w przemyśle włókienniczym stosowanych w latach trzydziestych dwudziestego wieku. przedstawiono również krótką charakterystykę maszyn stosowanych w tym okresie do przędzenia. abstract the paper presents the application of welding methods used in the textile industry in the thirties of the twentieth century. it also presents a brief description of the machines used in that period for spinning. wstęp spawanie części maszyn znalazło zastosowanie nie tylko w przemyśle metalowym, ale również w innych gałęziach przemysłu, w tym w przemyśle włókienniczym. we włókiennictwie wykorzystywano spawanie do wytwarzania elementów oraz naprawy zużytych części. szczególnie szeroko stosowano spawanie w farbiarstwie. niszczące działanie środków barwiących, o właściwościach żrących, znacznie zmniejszało czas pracy urządzeń. straty z powodu korozji metali wynosiły ok. pół miliarda złotych, a korozja niszczyła rocznie 1/5 całkowitej produkcji stali [1]. początkowo, celem zapobieżenia stratom, szukano metali odpornych chemicznie. zaczęto wytwarzać materiały o specjalnym składzie chemicznym: stal armco, apso, monel, staybut itp. dodatkowo zaczęto stosować spawanie, dzięki czemu uniknięto połączeń nitowanych, w których płyny dostawały się między blachy, co przyspieszało niszczenie elementów. spawanie w przemyśle metodą spawania wytwarzano rury wodne i wentylacyjne, aparaty do mielenia i rozpuszczania chlorku wapnia, osie, wrzeciona itp., aparaty do prania, kwaszenia, chlorowania, cylindry i walce kalandrów, maszyny do karbonizowania przędzy lnianej, suszarki bębnowe na gorące powietrze, maszyny do apretury itp. głównie jednak spawanie stosowano do naprawy uszkodzonych części lub napawania części zużytych. ponieważ w budowie maszyn przędzalniczych i tkackich głównym materiałem konstrukcyjnym było żeliwo, więc naprawy wykonywano przy użyciu spoiwa w postaci prętów żeliwnych, albo za pomocą lutospawania – przy użyciu spoiwa mosiężnego. maszyny włókiennicze przeważnie składały się z wielu drobnych części, o niezbyt skomplikowanych kształtach, w związku z czym ich naprawa nie przedstawiała większych trudności [1, 2]. uszkodzone elementy naprawiono szybko. jako zjawisko charakterystyczne można przytoczyć fakt, że w pewnych wielkich zakładach przędzalniczych, gdzie trzech spawaczy pracuje stale przy naprawach, w warsztacie naprawczym trudno zobaczyć jednocześnie kilka naprawianych części, ponieważ w bardzo krótkim czasie po wejściu do warsztatów idą one z powrotem do fabryki [2]. urządzenia do przędzenia maszyny, stosowane w przemyśle włókienniczym, ze względu na ich przeznaczenie, można połączyć w kilka grup: trzeparki (rys. 1), które usuwały z włókien zanieczyszczenia, zgrzeblarki (rys. 2) 21przegląd spawalnictwa 7/2012 do ostatecznego oczyszczania włókien i łączenia ich w zgrzebło taśmowe, wrzecioniarki (rys. 3), które zmniejszały grubość włókien, lekko je skręcając, i przędzarki (rys. 4): ciągłe, okresowe lub wózkowe, które skręcały włókno, nadając mu niezbędną wytrzymałość i w takiej postaci dostarczały materiał do tkania na krosnach tkackich (rys. 5) [5]. z części maszyn włókienniczych, wykonywanych z żeliwa, największe były podstawy maszyn, które bardzo często były narażone na uszkodzenia podczas pracy, jak również w czasie transportu maszyn z fabryki do miejsca zainstalowania, podczas rozpakowywania i montażu. do ich naprawy stosowano spawanie acetylenowe (rys. 6), jak również lutospawanie (rys. 7). rys. 1. trzeparka zwojowa z samozasilaczem skrzynkowym [5] fig. 1. scutching lap machine [5] rys. 2. zgrzeblarka pokrywkowa [5] fig. 2. flat card [5] rys. 4. przędzarka na 120 wrzecion [5] fig. 4. spinning frame with 120 spindles [5] rys. 3. wrzecioniarka cienka [5] fig. 3. spindle [5] rys. 5. krosno tkackie ze zmiennymi kopkami wątkowymi [5] fig. 5. weaving loom with changeable cops [5] rys. 6. żeliwna rama krosna tkackiego naprawiona metodą spawania [2] fig. 6. cast iron frame of weaving loom repaired by welding [2] rys. 7. a) rama głowicy przędzarki obrączkowej. pęknięcie w dolnej części naprawione metodą lutospawania; b) ukosowanie brzegów w pęknięciu [2] fig. 7. a) ring-spinning frame head. the crack in the lower part repaired by brazing; b) edges bevel in crack [2] a) b) 22 przegląd spawalnictwa 7/2012 czesarki, które były zazwyczaj montowane na ramach, pracowały z szybkością 5 tłoczeń na minutę. przedstawiona czesarka pracowała z szybkością podwojoną, tj. 10÷12 tłoczeń na minutę. powstające przy tym ruchy wywołały znaczne drgania w ramie, wzmocniono ją więc przez dodanie żeber, wskutek czego w dolnej, lewej części ramy grubość materiału wynosiła 85 mm, podczas gdy grubość ścian ramy tylko 15 mm. spowodowało to wystąpienie wielu niekorzystnych czynników – znacznych naprężeń wewnętrznych powstałych podczas odlewania, utrudniających skurcz po spawaniu – i drgań – powodujących niedostrzegalne pęknięcia. ramę naprawiono metodą lutospawania, przy czym zamiast nagrzewania miejscowego trzeba było umieścić całą dolną część ramy (poniżej linii x–y, rys. 8b) w prowizorycznym piecu o temperaturze 400oc. czesarki można było również naprawiać bez podgrzania wstępnego, gdyż przy bardzo wydłużonym kształcie ramy nie było niebezpieczeństwa skurczu spoiny obejmującego całą szerokość dolnej blachy ramy (rys. 9). lutospawanie jednej strony zajęło 55 min, a drugiej 45 min. do naprawy zużyto 1430 l tlenu, 1300 l rozpuszczonego acetylenu, 240 g pałek bronzytu o średnicy 3 mm i 100 g o średnicy 4 mm [3]. poza korpusami maszyn, urządzenia przędzalnicze i tkackie zawierały dużo drobnych elementów, o nieskomplikowanych kształtach, które również ulegały zniszczeniu w wyniku tarcia podczas ruchu (rys. 10). dzięki zastosowaniu spawania acetylenowego i lutospawania większość części, które wcześniej były wyrzucane, mogła być ponownie zastosowana. spawanie na ogół wykonywano na zimno, bez uprzedniego nagrzewania, gdyż w przypadku drobnych i prostych części niebezpieczeństwo związane z rozszerzalnością i skurczem jest minimalne. proces naprawy był łatwy, uzyskiwano, więc bardzo dobre wyniki. należało jednak przestrzegać podstawowych zasad spawania, tj. dobierać palnik odpowiedniej mocy, nie przesuwać zbyt blisko jądra płomienia do jeziorka ciekłego metalu (by nie wypalać węgla i krzemu), używać spoiwa o odpowiedniej zawartości węgla i krzemu, studzić powoli po spawaniu [3]. oprócz spawania do naprawy elementów stosowano lutospawanie. jest to metoda łatwa, pozwalająca na szybkie wykonanie naprawy. czas pracy oraz zużycie materiałów podczas lutospawania żeliwnych elementów przedstawiono w tablicy [6]. palnik acetylenowo-tlenowy wykorzystywano również do napawania zużytych części urządzeń. wiele elementów maszyn włókienniczych było narażonych na ruchy o zmiennych kierunkach, a nawet na uderzenie, stąd też konieczność regeneracji zużytych powierzchni. do napawania stosowano żeliwo, bronzyt, alchrom oraz stale średniowęglowe. najczęściej napawano żeliwne zęby i koła zębate (rys. 11), a z typowych elementów maszyn włókienniczych: części przędzarki (rys. 12a), przepustki cewiarki (rys. 12b), i mimośród przesuwacza nici łączniarki taśmowej (rys. 12c) [7]. rys. 8. a) rama czesarki do lnu, b) pęknięcia w ramie [3] fig. 8. a) frame of hackling machine, b) cracks in the frame [3] rys. 9. a) rama czesarki do lnu naprawiona metodą lutospawania bez uprzedniego podgrzania, b) powiększenie naprawionego miejsca [3] fig. 9. a) frame of hackling machine repaired by brazing without preheating, b) magnification of the repaired place [3] a) b) a) b) rama przedstawiona na rysunku 6 ma długość 1,5 m, wysokość 1,2 m i grubość 15 mm. przygotowanie do naprawy polegało na ukosowaniu palnikiem (prawdopodobnie wytapianiu) i podgrzaniu części w prowizorycznym ognisku. zastosowano palnik o wydajności 750 l/h, podczas spawania zużyto 2000 l tlenu, 600 g pałeczek żeliwnych, czas przygotowania do spawania wynosił 2 h, a samego procesu również 2 h [2]. w głowicy przędzarki obręczkowej (rys. 7) naprawiono pęknięcie o długości 200 mm (grubość 8÷12 mm). przygotowanie do spawania polegało na zukosowaniu pęknięcia na niesymetryczne x (rys. 7b), w celu podpawania od strony dolnej, co polepszyło wytrzymałość i wygląd spoiny. na obydwóch końcach pęknięcia wywiercono otwory, żeby pęknięcie nie rozprzestrzeniało się wskutek nagrzewania i naprężeń. podczas naprawy zużyto 400 l tlenu, 315 l acetylenu, 125 g spoiwa mosiężnego, czas spawania wynosił 1 h. w przypadku napraw podstaw maszyn włókienniczych należało podgrzewać miejscowo elementy spawane, a także, szczególnie gdy stosowano znaczne ilości spoiwa mosiężnego, przekuwać wykonaną spoinę podczas stygnięcia, żeby zapobiec skutkom skurczu złącza [2]. nie zawsze podgrzewanie miejscowe dawało oczekiwane efekty, czego przykładem jest naprawa czesarki do lnu, popękanej w różnych miejscach (rys. 8). 23przegląd spawalnictwa 7/2012 rys. 10. typowe żeliwne części maszyn włókienniczych naprawiane za pomocą spawania acetylenowego [3]: 1, 2 – część maszyny tkackiej łącząca wał z elementem przemieszczającym się ruchem wahadłowym, 3 – wspornik łożyskowy pod wał, 4 – wspornik drążka, 5 – drążek regulujący szybkość walca nawijającego, 6 – kulisa do regulowania szybkości przez przesuwanie koła zębatego, 7 – podpora wałka osnowego, 8 – drążek hamulcowy wałka osnowego, 9, 10 – opora i sprężyna zatrzymująca, 11 – boczna ściana czółenka fig. 10. common textile machinery iron cast parts repaired by acetylene welding [3]: 1, 2 – part of the shaft connecting the weaving machine with an element moving pendulum, 3 – the shaft bearing bracket, 4 – support rod, 5 – regulating the speed of the cylinder rod winding, 6 – coolie to regulate the speed of the gear shift, 7 – prop shaft, 8 – brake lever shaft, 9, 10 – resistance and spring, 11 – lateral wall of pumps tablica. zużycie materiałów i czas naprawy części maszyn włókienniczych metodą lutospawania [6] table. costs of materials and time to repair parts of textile machinery by brazing [6] nazwa części naprawianej rodzaj naprawy masa części, kg czas min zużycie wydajność palnika, l/htlenu bronzytu część samozastawiacza widelcowego naprawa pęknięcia w górnym zagięciu 2,00 3 12 25 150 dżwignia przeciwwagi naprawa pęknięcia drążka w dolnej części 5,75 14 225 150 750 prowadnica trąca naprawa pęknięcia przy otworze górnym 5,60 20 300 200 750 ramię bidła naprawa pęknięcia w dolnej części 11,65 12 120 200 500 dźwignie hamulcowe naprawa pęknięcia w dolnej części 4,35 8 60 75 350 drąg korbowy krosna tkackiego przypawanie ramienia do piasty 2,25 12 120 130 500 dźwignia wątka przypawanie jednego z ramion piasty 4,25 12 84 80 350 suport zwrotnika skrzyni krosien tkackich naprawa pęknięcia 2,25 16 72 50 350 rys. 11. wycinek przędzarki wózkowej, na którym 22 zęby naprawiono metodą napawania żeliwa fig. 11. mule spinning frame, in which 22 teeth repaired by welding of cast iron rys. 12. napawane elementy maszyn włókienniczych: a) części przędzarki dobson, b) części przepustki cewiarkowej, c) mimośród przesuwacza nici łączarki taśmowej [7] fig. 12. pad welded textile machinery parts: a) parts of spinners dobson, b) part of weft winder, c) the eccentricity of the threads rope transfer [7] a) b) c) 24 przegląd spawalnictwa 7/2012 napoiny stalowe stosowano do regeneracji wałków rowkowanych przędzarki okresowej, noży krajarek do lnu, drążków bidła krosna tkackiego, osi napędowych popychaczy oraz dźwigni sprzęgłowych (rys. 14÷17) [8]. inne elementy krosien tkackich, np. części grzebieni ruchomych przeznaczonych do wyciągania włókien lnianych lub wełnianych, czy też drążki hamulcowe napawano stosując alchrom (rys. 18) [8, 9]. w skład krosien tkackich wchodziła znaczna liczba różnych elementów wymagających okresowego napawania, m.in. pieski, płaszki i noże, które napawano żeliwem rys. 18. schemat działania grzebieni do wyciągania włókien lnianych lub wełnianych [8] fig. 18. diagram of the comb for flax or pulling wool [8] rys. 19. elementy napawane krosien tkackich [8]: a) pieski napawane alchromem, b) nóż sterowy napawany żeliwem, c) płaszki napawane alchromem fig. 19. surfaced parts of loom [8]: a) „dogs” alchrom padded, b) rudder blade cast iron padded, c) alchrom padded part a) c) b) rys. 21. przyrząd pasemkowy wykonany ze stali [9] fig. 21. lea instrument made by steel [9] rys. 20. zgrzeblarka stalowa [9] fig. 20. steel made carding machine [9] rys. 13. stalowe skrzydełka wrzecionowe napawane bronzytem w miejscach wytartych przez nici oraz schemat wrzeciona z zaznaczonymi miejscami wytarcia; a – rowek podwójny, b – rowek pojedynczy [7] fig. 13. steel spindle padded wings bronzite in places worn by the thread, and a scheme with marked locations spindle wear; a – double groove, b – single groove [7] rys. 14. stalowy wałek rowkowany przędzarek okresowych napawany stalą [8] fig. 14. grooved steel roller spinners periodic steel padded [8] rys. 16. drążek bidła krosna tkackiego napawany stalą fig. 16. rod of batten of the loom in the spinning loom frame steel padded rys. 15. noże krajarki lnu napawane stalą średniowęglową [7] fig. 15. knives of cutting for flax midsteel padded [7] rys. 17. części krosna tkackiego napawane stalą: a – oś napędowa, b – oś napędowa-czopy osi napawane, c – popychacze [8] fig. 17. parts of looms steel padded: a – drive axle, b – drive axle, axle studs padded, c – pushers [8] a b c w warsztatach naprawczych zakładów włókienniczych napawano również części stalowe. były to m.in. stalowe skrzydełka wrzecionowe używane przy przędzeniu lnu lub konopi, które napawano mosiądzem (rys. 13). wrzeciona te wykonywały ok. 10 obr/min i miały skręcać przędzę i nawijać ją na cewkę. przesuwanie się nici po skrzydełku powodowało powstawanie rowków, co uniemożliwiało właściwą pracę. skrzydełka odłączano do cewki, napawano bronzytem i ponownie przylutowywano. czas naprawy 12 skrzydełek wynosił 55 min, przy rowkach a stosowano palnik o wydajności 150 l/h, a przy rowkach b – 100 l/h. 25przegląd spawalnictwa 7/2012 rys. 22. przednia część „wilka” szarpiącego wraz z pierwszym bębnem [9] fig. 22. view of the front of the wolf struggling with the first drum [9] literatura [1] zastosowanie spawania w przemyśle włókienniczym. spawanie i cięcie metali, nr 6, 1929, s. 103-106. [2] spawanie w przemyśle włókienniczym. spawanie i cięcie metali, nr 1, 1938, s. 11-15. [3] spawanie w przemyśle włókienniczym. spawanie i cięcie metali, nr 2, 1938, s. 39-43. [4] spawanie w przemyśle włókienniczym. spawanie i cięcie metali, nr 3, 1938, s. 59-62. [5] spawanie w przemyśle włókienniczym. spawanie i cięcie metali, nr 4, 1938, s. 83-85. [6] spawanie w przemyśle włókienniczym. spawanie i cięcie metali, nr 5, 1938, s.101-104. [7] spawanie w przemyśle włókienniczym. spawanie i cięcie metali, nr 7, 1938, s. 146-148. [8] spawanie w przemyśle włókienniczym. spawanie i cięcie metali, nr 8, 1938, s. 168-171. [9] spawanie w przemyśle włókienniczym. spawanie i cięcie metali, nr 9, 1938, s. 186-189. w przypadku części żeliwnych i alchromem do części stalowych (rys. 19) [8]. w przedstawionych przypadkach do naprawy i napawania stosowano płomień acetylenowy, a naprawiane elementy były wykonane głównie z żeliwa. zakłady rolando w chiavazza (włochy) jako pierwsze zastosowały stal do budowy maszyn włókienniczych. do wykonania konstrukcji zastosowano cięcie tlenem i spawanie elektryczne. w ten sposób zbudowano zgrzeblarkę (rys. 20), przyrząd pasemkowy (rys. 21) i „wilk” szarpiący (rys. 22) [9]. maszyny wykonane ze stali były lżejsze i wytrzymalsze, elementy można było hartować powierzchniowo, co dodatkowo zwiększało odporność na zużycie i zmniejszało koszty własne wytwórni włókienniczych. ten trend z czasem przyszedł do nas i większość elementów maszyn włókienniczych, z wyjątkiem ram, była wykonywana ze stali. przeglad welding technology re iew www.pspaw.ps.pl ps 10 2016 www.pdf 26 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 wprowadzenie do zaawansowanych   technik pomiarowych 3d   stosowanych w wideoboroskopowych   zdalnych badaniach wizualnych cześć 2-ga – dokładność pomiaru introduction to advanced 3d measurement techniques used in wideoboroskopowych remote visual studies 2nd part – measuerement accuracy mgr dariusz mężyk – instytut energetyki w warszawie, mgr paweł stasiak – everest polska sp. z o.o. autor korespondencyjny/corresponding author: dariusz.mezyk@ien.com.pl streszczenie wprowadzenie technologii 3d do zdalnych badań wizualnych znacznie podnosi funkcjonalność współczesnych wideoboroskopów przemysłowych. sprzęt wyposażony w technologię pomiarów 3d znacznie poszerza zakres stosowalności badań wizualnych w badaniach ndt. w poprzednim artykule zostały omówione możliwości współczesnych wideoboroskopów w zakresie wymiarowania oraz trójwymiarowej analizy wykrytych wskazań i nieciągłości. niniejszy artykuł przedstawia nowe typy pomiarów oraz analizę ich dokładności. słowa kluczowe: badania; pomiar; 3d abstract the introduction of 3d measurement technology for remote visual inspections significantly increases the functionality of modern industrial video borescopes. devices equipped with a 3d measurement technology greatly expands the scope of application of visual research in the study of ndt. previous article has presented research capabilities and offered entered measuring technology. this article desribes new types of measurement and their typical accuracy. keywords: research; measurement; 3d wstęp w procesie eksploatacji obiektów przemysłowych badania diagnostyczne zajmują istotną pozycję w polityce zapewnienia bezpieczeństwa pracy instalacji i urządzeń, zwłaszcza w przypadku długotrwałego obciążenia materiału konstrukcyjnego. współczesne systemy endoskopowe zapewniają możliwość inspekcji wewnętrznej obiektów o dużej komplikacji kształtów z wykorzystaniem istniejących otworów technologicznych bez konieczności ingerencji w obiekt celem wprowadzenia sondy pomiarowej, co ma istotne znaczenie w diagnostyce urządzeń energetycznych o wysokim reżimie eksploatacyjnym. stojąc przed problemem właściwego doboru badania endoskopowego dla danego problemu technicznego konieczne jest określenie warunków badania, dostępności do badanego obiektu oraz prawidłowy dobór metody pomiarowej zapewniającej sukces metrologiczny. niekiedy do osiągnięcia zamierzonego efektu badania należy zastosować zespół metod obserwacji i pomiaru. bardzo istotnym elementem badania jest pewność wyboru metody i możliwość weryfikacji na bieżąco jakości jej zastosowania. odzwierciedla się to w pewności identyfikacji obserwowanego uszkodzenia i dokładności przeprowadzonych pomiarów. problematyka dokładności pomiaru z zastosowaniem nowych metod pomiarowych została przybliżona podczas kkbn 2015. obecnie chcemy przedstawić możliwości szacowania błędu pomiaru oraz sposoby zapewnienia najwyższej jakości inspekcji wideoboroskopowej [2]. możliwość oszacowania błędu pomiarowego jest dariusz mężyk, paweł stasiak przeglad welding technology review 27przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 kluczowa dla każdej metody pomiaru. w poprzednim artykule omówiono narzędzia pozwalające unikać błędów wynikających z błędnego, często nieświadomego, umiejscowienia kursorów pomiarowych przez operatora. wyeliminowanie tych systematycznych błędów operatora znacznie podnosi zaufanie do uzyskiwanych wyników oraz zwiększa ich powtarzalność, co w połączeniu z precyzyjnie oszacowanym błędem pomiarowym, każdego indywidualnego pomiaru, pozwala na ich wykorzystywanie przy podejmowaniu strategicznych decyzji dotyczących dalszej eksploatacji badanego obiektu. dokładność pomiaru – od czego zależy?  w jaki sposób ją szacować? zdalne badania wizualną są często podstawą dopuszczenia instalacji do pracy. decyzja ta bardzo często jest podejmowana w oparciu o wyniki pomiarów wskazań i nieciągłości. niedokładne pomiary mogą skutkować niepotrzebnym odstawieniem instalacji, kosztami przedwczesnego remontu lub ryzykiem awarii i zagrożeniem życia. dlatego ważne jest aby system pomiarowy był wykorzystywany z pełną świadomością jego możliwości ale i ograniczeń. dokładne pomiary wymagają: – przeszkolonego personelu, – sprawnego i poprawnie skalibrowanego sprzętu, – wyboru odpowiedniego typu pomiaru, – poprawnego umiejscowienia punktów pomiarowych, – świadomej analizy dokładności uzyskanych wyników. dokładność uzyskiwanych wyników zależy od dwóch kategorii czynników: stałych i zmiennych, indywidualnych dla każdego pomiaru. do pierwszej kategorii należą parametry samego systemu: jakość obrazu, rozdzielczość, klasa optyki, ilość światła zapewniająca odpowiedni kontrast, dostępność odpowiednich typów pomiarów, okno zoom wokół kursora pomiarowego, wsparcie ze strony producenta sprzętu w zakresie analizy wyników, etc., tylko obraz odpowiedniej jakości z wyraźnie widocznymi szczegółami umożliwia poprawne pomiary. odpowiednie oświetlenie badanego obszaru zapewnia kontrast oraz eliminuje szumy generowane przez analizę niedoświetlonego obszaru. ilość światła jest podstawowym i kluczowym parametrem badań wizualnych. niedobór oświetlenia może zostać częściowo skompensowany dzięki zaawansowanych technikom obróbki obrazu, różnie nazywanym i realizowanym przez różnych producentów sprzętu, ale tylko w ograniczonym zakresie. kluczowe jest aby system pomiarowy był w stanie zapewnić wystarczające natężenie światła w badanym obszarze, a techniki analizy obrazu stosował tylko jako wsparcie w niewielkim zakresie pola widzenia, a nie jako standardową procedurę. konieczność zapewnienia odpowiednich warunków oświetlenia i jakości uzyskiwanych obrazów ogranicza zakres stosowalności zdalnych badań wizualnych, a systemów pomiarowych w szczególności. pierwsze ograniczenie to odległość z której możliwe jest wykonywanie, przydatnych pomiarowo, zdjęć do kilkudziesięciu (20-30) milimetrów, drugie to zakres pola widzenia stosowanych obiektywów. system o określonej rozdzielczości przetwornika obrazu, kalibrowany w oparciu o analizę obrazu (metoda stereo), nie powinien stosować obiektywów o polu widzenia szerszym niż 50-60º. zastosowanie obiektywów szerokokątnych przy tej metodzie pomiarowej znacznie obniża jej wiarygodność i dokładność poza akceptowalne limity. obiektywy z szerszym polem widzenia ok. 100º, można stosować w sytuacji gdy metoda kalibracji (pomiaru) nie jest bezpośrednio zależna od natywnej rozdzielczości przetwornika obrazu np. pomiar fazowy 3d. rozdzielczość obrazu ma wpływ tylko na dokładność umiejscowienia punktów pomiarowych [3]. drugą kategorię czynników wpływających na dokładność pomiaru, stanowią warunki wykonywania konkretnego pomiaru: odległość od obiektu, kąt patrzenia w trakcie wykonywania pomiaru, stan badanej powierzchni (obecność refleksów, odbić, porowatości), poziom oświetlenia oraz decyzja operatora o umieszczeniu kursorów pomiarowych. o ile na stałe parametry systemu operator nie ma większego wpływu (poza etapem zakupu danego rozwiązania sprzętowego), o tyle zmienne parametry, decydujące o dokładności uzyskiwanych wyników, są zależne od jego wiedzy i świadomości wykonywanych procedur. podstawowym parametrem zmiennym, decydującym o dokładności pomiaru, zależnym od decyzji operatora jest odległość końcówki sondy pomiarowej od badanego obiektu. przy danych parametrach systemu, dokładność uzyskiwanych wyników jest wprost proporcjonalna do powiększenia optycznego wynikającego ze zjawiska perspektywy; im bliżej obiektu tym dokładniejszy pomiar. ważne jest również, aby stosowany system w prosty i jednoznaczny sposób wspierał kontrolę tego parametru. na rysunkach 1 i 2 pokazano pomiar tego samego elementu z różnych odległości. rys. 1. pomiar z niewielkiej odległości od obiektu fig. 1. close distance measurement rys. 2. pomiar z większej odległości od obiektu fig. 2. far distance measurement 28 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 widoczny na obu rysunkach parametr mtd określa odległość końcówki sondy do najbardziej oddalonego punktu pomiarowego. mtd (maksimum target distance) to odległość najbardziej oddalonego punktu pomiarowego, wybranego przez operatora w trakcie pomiaru, od końcówki sondy. jest ona wyliczana na bierząco i podawana na ekranie systemu w mm (lub calach), jest to informacja dla operatora czy wykonany pomiar mieści się w akceptowalnym zakresie błędu. zaawansowane systemy pomiarowe, w oparciu o zdefiniowane krzywe dokładności, analizują wielkość mierzonej nieciągłości w porównaniu z mtd i sygnalizują (rys. 2 pomarańczowa obwódka wokół wyniku pomiaru) jeśli dla danej odległości procentowy udział przewidywanego błędu stanowi zbyt dużą część uzyskanego wyniku. jest to bardzo pomocny mechanizm, pozwalający jeszcze na obiekcie, w trakcie wykonywania inspekcji, wykonać lepsze, np. z mniejszej odległości zdjęcie pomiarowe. mechanizm taki zapobiega konieczności powtarzania badania w celu poprawy uzyskiwanych wyników [1]. dodatkowym bardzo przydatnym mechanizmem jest natychmiastowe (po wykonaniu zdjęcia) oznaczanie obszarów, które z powodu złej jakości obrazu nie będą mogły być wymiarowane, lub których wartość pomiarowa jest wątpliwa. obszary znajdujące się poza głębią ostrości obiektywu, obszary zasłonięte refleksami i odbiciami od błyszczącej powierzchni, obszary niedostatecznie oświetlone, etc. mogą być dzięki temu wyeliminowane poprzez ponowne wykonie zdjęcia pomiarowego pod innym kątem, z innej odległości lub przy użyciu innego obiektywu pomiarowego, lub wręcz inną metodą pomiarową. poza oczywistą potrzebą dokładnego umiejscowienia kursora pomiarowego na obrazie o dobrze widocznych szczegółach, na dokładność pomiaru wpływa również systematyczny błąd generowany przez sam system pomiarowy. jego dokładność jest tym wyższa, rys. 3. krzywa dokładności pomiaru [1] fig. 3. accuracy curve rys. 4. krzywa dokładności pomiaru [1] fig. 4. accuracy curve im bliżej znajduje się badany obiekt. wynika to bezpośrednio ze specyfiki kalibracji i przeliczania wartości poszczególnych pikseli rejestrowanego obrazu na wartości mierzone. przykładowe zależności średniego błędu pomiarowego w funkcji odległości, przedstawiają wykresy, dostarczone przez producenta sprzętu, pokazane na rysunkach 3 i 4. są to przykładowe wykresy dostarczane przez producenta sprzętu. wykresy tego typu, dostarczane dla każdego typu pomiaru są wiarygodną i jednoznaczną podstawą do precyzyjnego szacowania wielkości błędu pomiarowego w zależności od wartości mtd odległości z jakiej wykonano dany pomiar. są one również częścią automatycznego systemu szacowania błędu, stanowiącego element interaktywnej pomocy umieszczonej w urządzeniu pomiarowym, ostrzegającym przed niezadawalającym poziomem dokładności uzyskanego wyniku. najczęściej zalecaną praktyką jest wykonywanie pomiaru z minimalnej odległości, pozwalającej jeszcze uchwycić cały mierzony element w polu widzenia systemu, oraz umiejscowienie sondy względem badanego obiektu zapewniające jak najlepszą czytelność szczegółów analizowanego obszaru. wybór odpowiedniego typu pomiaru dana wielkość może być zmierzona na różne sposoby, jednak wybór odpowiedniego typu pomiaru pozwala znacznie ograniczyć systematyczne błędy pomiarowe wynikające najczęściej z błędnego umiejscowienia kursorów przez operatora. inspektor prowadzący badania ma do wyboru następujące typy pomiaru: – długość – prosty pomiar odległości pomiędzy dwoma punktami, 29przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 – punkt do linii – pomiar odległości punktu od linii przechodzącej przez 2 punkty, – głębokość – odległość punktu od płaszczyzny wyznaczonej przez 3 punkty, – obszar – pole powierzchni ograniczonej łamaną, wyznaczoną przez punkty, – wielosegmentowe – długość łamanej wyznaczonej przez punkty, – profil głębokości – przekrój w płaszczyźnie prostopadłej przechodzącej przez dwa punkty na powierzchni badanej, – profil głębokości obszaru – automatyczna analiza profilu głębokości na całym, wybranym przez operatora, obszarze, – płaszczyzna pomiarowa – wirtualna płaszczyzna, wspólna z wybranym obszarem materiału rodzimego, umożliwiająca precyzyjne umiejscowienie kursorów pomiarowych wybór błędnego typu pomiaru prowadzi do niewłaściwych wyników. kluczowym warunkiem poprawności pomiaru jest zapewnienie prostopadłości odcinka łączącego powierzchnię obudowy z krawędzią łopatki. wybór pomiaru typu głębokość, czyli odległości punktu od płaszczyzny zdefiniowanej przez trzy punkty pomiarowe jest tutaj jedynym, właściwym wyborem. poprawność tego rozwiązania prezentują rysunki 5 i 6. rys. 5. pomiar typu głębokość – wizualizacja położenia znaczników fig.  5. measurement type depth – visualization of the position of the markers rys. 6. pomiar typu głębokość – prawidłowe położenie znaczników fig. 6. depth measurement type – the correct position of the markers podsumowanie obserwacja wnętrza obiektu, a następnie analiza zarejestrowanego obrazu umożliwia dokładne zlokalizowanie wady, a wykorzystanie możliwości techniki 3d, dokładne i jednoznaczne zwymiarowanie bez konieczności demontażu obiektu, a zatem nie występuje niszczące oddziaływanie oprzyrządowania na badany obiekt. wprowadzenie technologii 3d do zdalnych badań wizualnych znacznie podnosi funkcjonalność współczesnych wideoboroskopów przemysłowych. sprzęt wyposażony w technologię pomiarów 3d znacznie poszerza zakres stosowalności badań wizualnych w badaniach ndt. możliwość weryfikowalnych i powtarzalnych pomiarów może stanowić samodzielną podstawę do podjęcia decyzji o dalszej eksploatacji silnika lotniczego, turbiny gazowej lub innego urządzenia bez konieczności demontażu. niniejszy materiał to zaledwie wstęp do zagadnienia nowego podejścia techniki pomiarów 3d w badaniach wizualnych, mający uświadomić zmiany zachodzące w tej metodzie badań nieniszczących. podsumowując, można stwierdzić, że badania wizualne z zastosowaniem systemów wideoendoskopowych spełniają założenia stawiane przed diagnostyką techniczną obiektów przemysłowych, będąc niekiedy jedyną możliwą do zastosowania metodą rewizyjną. literatura [1] videoprobe 3d measurement handbook gea31907 06/2015. [2] d. mężyk: zastosowanie badań wizualnych w procesie diagnostyki obiektów energetycznych – metody pomiarowe w endoskopii przemysłowej, 4. konferencja naukowo-techniczna diagnostyka materiałów i urządzeń technicznych, gdańsk, 2012. [3] d. mężyk: wykorzystanie endoskopii przemysłowej w procesie badń wizualnych jako metody diagnostyki obiektów przemysłowych” – dozór techniczny 3/2010. [4] d. mężyk, p. stasiak: wprowadzenie do zaawansowanych technik pomiarowych 3d stosowanych w wideoboroskopowych zdalnych badaniach wizualnych, przegląd spawalnictwa nr 6/2016 ps 02 2018 www.pdf 22 przegląd  spawalnictwa vol. 90 2/2018 analiza wpływu przygotowania powierzchni zimną plazmą  na lutowność stopów aluminium i magnezu the influence of cold plasma-surface modification on the solderability of aluminum and magnesium alloys dr inż. tomasz wojdat; dr hab. inż. zbigniew zimniak, prof. pwr; izabela łącka – politechnika wrocławska. autor korespondencyjny/corresponding author: zbigniew.zimniak@pwr.edu.pl streszczenie w niniejszym artykule dokonano oceny zastosowania technologii zimnej plazmy atmosferycznej, jako metody przygotowania powierzchni metali trudno spajalnych do pro cesu lutowania. omówiono materiały dodatkowe stosowane do lutowania twardego stopów magnezu i aluminium oraz wskazano na problemy występujące podczas ich lutowania. przedstawiono wyniki badań lutowności poprzez próby zwilżalności i rozpływności, stopu aluminium pa11 przy użyciu spoiwa al 112 (b-al88si12) i topnika al 700 oraz stopu magnezu az31b przy użyciu spoiwa mg 001 (b-mgal9zn3mn1) i topnika fmag opracowanego w instytucie spawalnictwa w gliwicach. przeprowadzono analizę porównawczą prób zwilżalności i rozpływności przed i po obróbce zimną plazmą. wykazano znaczący wpływ obróbki zimną plazmą atmosferyczną na poprawę lutowności stopów aluminium pa11 i magnezu az31b. słowa kluczowe: zimna plazma; lutowanie magnezu; lutowanie aluminium; lutowność abstract in this article the possibility of application of cold plasma technology for surface treatment of difficult-to-braze metals (pa11 aluminum alloys and az31b magnesium alloys) was evaluated. the filler metals used for brazing of magnesium and aluminum alloys, as well as the issues encountered during the process were discussed. the research were carried out: wettability and spreadability tests of pa11 aluminum alloy using al 112 (b-al88si12) braze and al 700 flux; and flame brazing of az31b magnesium alloy using mg 001 (b-mgal9zn3mn1) braze and fmga flux developed at the welding institute in gliwice. the wetting and spreadability were investigated with and without the use of cold plasma treatment and a comparative analysis was presented. finally, the significant effect of the cold plasma plasma-surface modification on the brazebility of pa11 aluminum alloys and az31b magnesium alloys was demonstrated. keywords: cold plasma; magnesium brazing; aliminum brazing; brazebility wstęp od drugiej połowy xx wieku zainteresowanie stopami aluminium i magnezu systematycznie rośnie. ze względu na swoje właściwości znajdują zastosowanie m.in. w przemyśle motoryzacyjnym, budowlanym, elektronicznym, lotniczym i kosmicznym [5,7,9,11]. stopy te dzięki małej gęstości (dla magnezu ok. 1,7 kg/dm3; dla aluminium ok. 2,8 kg/dm3), dobrej wytrzymałości i odporności na korozję są bardzo korzystnymi materiałami konstrukcyjnymi. w przypadku magnezu oprócz bardzo małej gęstości niewątpliwy atut stanowi wysoka zdolność do tłumienia drgań [3,4,7,8]. zarówno stopy magnezu, jak i aluminium należą do grupy materiałów trudno spajalnych. szczególne trudności przysparza ich lutowanie. wpływ na to ma ich stosunkowo niska temperatura topnienia. w przypadku aluminium szczególnie niekorzystna jest wysoka temperatura topnienia tlenków al2o3 (2060 °c), duża przewodność cieplna, duży współczynnik tomasz wojdat, zbigniew zimniak, izabela łącka przeglad welding technology review rozszerzalności liniowej oraz fakt, że po nagrzaniu do temperatury lutowania twardego aluminium i jego stopy wykazują spadek właściwości wytrzymałościowych [12]. w stopach magnezowych ze względu na niskie wartości temperatury solidus mogą wystąpić odkształcenia podczas lutowania, złącza mogą wykazywać niską odporność na korozję atmosferyczną, a łatwa erozja metalu łączonego przez spoiwo znacząco wpływa na obniżenie właściwości mechanicznych połączeń [4]. główną komplikacją przy lutowaniu stopów mg i al, decydującą o poprawnym wykonaniu złącza, jest obecność powierzchniowej warstwy tlenków, ograniczającej jej zwilżanie spoiwami lutowniczymi [7]. z powodu natychmiastowego ponownego utleniania się materiałów, zarówno mechaniczne, jak i chemiczne oczyszczanie powierzchni nie daje wymaganych rezultatów. w niniejszych badaniach podjęto próbę doi: http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v90i2 .856 23przegląd  spawalnictwa vol. 90 2/2018 poprawy lutowności stopów al i mg poprzez zmniejszenie napięcia powierzchniowego, stosując obróbkę zimną plazmą atmosferyczną. efekt ten jest możliwy do osiągnięcia w wyniku zmniejszenia ilości zanieczyszczeń organicznych, w tym tlenkowych – nawet 4-krotne zmniejszenie ilości tlenu na powierzchni [6]. zimna plazma atmosferyczna, nazywana czwartym stanem skupienia materii ze względu na swoją inność od stanu ciekłego, gazowego czy stałego, w przygotowaniu powierzchni jest głównie znana z zastosowania jej do tworzyw sztucznych [1,2]. wykorzystywana jest m.in. w technologii chemicznej w celu: wytrawiania i modyfikacji powierzchni, osadzania cienkich warstw, oczyszczania ścieków, czy też w inżynierii biomedycznej do sterylizacji narzędzi [1]. materiały użyte do badań w badaniach zastosowano materiały podstawowe, które w warunkach przemysłowych często przysparzają problemów podczas ich spajania. wybrano po jednym stopie aluminium i magnezu, o oznaczeniach odpowiednio pa11 i az31b. materiały te należą do grupy materiałów trudno spajalnych, a z uwagi na coraz częstsze wykorzystanie ich w przemyśle motoryzacyjnym, lotniczym i kosmicznym, często istnieje potrzeba wytwarzania połączeń, w tym lutowanych, które pod względem właściwości eksploatacyjnych muszą spełniać często bardzo wysokie wymagania. skład chemiczny i podstawowe właściwości stopów wybranych do badań przedstawiono w tablicy i [4,13÷16]. do prób lutowania stopu aluminium pa11 wybrano okołoeutektyczny stop al-si o oznaczeniu al 112 (b-al88si12) zawierający ok. 12% wag. si oraz topnik oparty na bazie chlorków sodu i potasu o oznaczeniu al 700. temperatura aktywności topnika zawiera się w zakresie 500÷650 °c. natomiast do lutowania stopu magnezu az31b użyto lutu magnezowego o oznaczeniu mg 001 (b-mgal9zn3mn1) w połączeniu z topnikiem fmag, opracowanym w instytucie spawalnictwa w gliwicach, opartym na bazie chlorków potasu, litu i wapnia oraz fluorku sodu. temperatura aktywności topnika fmag mieści się w zakresie 400÷600 °c [4]. skład chemiczny wraz z temperaturą topnienia wybranych lutów twardych przedstawiono w tablicy ii. próby rozpływności i zwilżalności wykonanie połączeń lutowanych o dobrej jakości determinowane jest uzyskaniem dobrej zwilżalności powierzchni spoiwem lutowniczym. aby lut mógł zwilżać i swobodnie rozpływać się po powierzchni spajanych materiałów należy zmniejszyć napięcie powierzchniowe. w przypadku stopów aluminium zawierających powyżej 2% wag. mg i stopów magnezu, pomimo stosowania topników o dużej aktywności chemicznej, uzyskanie dobrej zwilżalności i rozpływności jest znacznie utrudnione z uwagi na dużą trwałość chemiczną warstwy tlenkowej, co może powodować problemy z uzyskaniem złączy o wysokiej jakości. w badaniach podjęto próbę polepszenia zwilżalności i rozpływności wybranych stopów al i mg poprzez zastosowanie technologii zimnej plazmy atmosferycznej bezpośrednio przed procesem lutowania. ponieważ obydwa parametry (zwilżalność i rozpływność) są ze sobą ściśle powiązane, to oceny skuteczności przygotowywania powierzchni do procesów lutowania metodą zimnej plazmy dokonano metodą rozpływności wybranych lutów na badanych podłożach. z blach ze stopów al i mg o grubości 2,0 mm wycięto próbki o wymiarach 40 x 40 mm, których powierzchnię do badań przygotowano na dwa sposoby: odtłuszczenie rozpuszczalnikiem nitro oraz poprzez obróbkę zimną plazmą wytworzoną z argonu, przy użyciu urządzenia o mocy 300 w i napięciu 18 kv (rys. 1). czas oddziaływania strumienia zimnej plazmy na każdą próbkę wynosił 60 s. na tak przygotowanych podłożach układano porcję lutu o masie 0,1 g wraz z topnikiem w takiej samej ilości i nagrzewano od góry płomieniem propanowo-powietrznym. czas nagrzewania próbek od momentu stopienia się lutu wynosił 5 s. przygotowano po 5 próbek dla każdej z metod przygotowania powierzchni i dla każdego rodzaju lutu. w celu określenia rozpływności zmierzono pola powierzchni rozpłyniętych kropli lutu przy użyciu programu dp-soft olympus oznaczenie skład chemiczny [% wag.] temperatura  topnienia [°c] gęstość  [kg/dm3] wytrzymałość na  rozciąganie rm [mpa] wydłużenie  względne a5 [%]al mg zn inne pa11 reszta 2,6÷3,6 0,2 0,5 mn; 0,4 si; 0,3 cr 595÷645 2,67 190÷200 10÷14 az31b 3,0 reszta 1,0 0,2 mn 605÷630 1,77 193 14 tablica i. skład chemiczny i podstawowe właściwości stopu aluminium pa11 i magnezu az31b [4,13÷16] table i. chemical composition and basic properties of aluminum alloy pa11 and magnesium az31b [4,13÷16] tablica ii. skład chemiczny i temperatura topnienia lutów twardych al 112 i mg 001 [4,13] table ii. chemical composition and melting point of hard solders al 112 i mg 001 [4,13] oznaczenie skład chemiczny [% wag.] temperatura   topnienia [°c] temperatura   lutowania [°c]al mg si   zn inne al 112 reszta – 12,0 – – 575÷585 590÷610 mg 001 8,3÷9,7 reszta – 1,7÷2,3 0,15÷0,5 mn 443÷599 582÷616 rys. 1.  oczyszczanie powierzchni przy użyciu zimnej plazmy wytworzonej z argonu: 1 – próbka, 2 – strumień zimnej plazmy fig. 1. surface cleaning using cold plasma generated from argon: 1 – sample, 2 – stream of cold plasma 1 2 24 przegląd  spawalnictwa vol. 90 2/2018 badania metalograficzne złączy lutowanych skuteczność metody zimnej plazmy oceniono również na podstawie badań metalograficznych złączy lutowanych. przygotowano zakładkowe złącza lutowane dla każdej z par metali z zastosowaniem oczyszczania powierzchni metodą zimnej plazmy wytworzonej z argonu i bez (powierzchnia tylko odtłuszczona). długość zakładki wynosiła ok. 10 mm, a szerokość szczeliny lutowniczej ustalono za pomocą stalowych drucików dystansowych na 0,2 mm. podobnie jak w przy padku prób rozpływności złącza wykonano przez nagrzewanie płomieniowe przy użyciu palnika na propan-powietrze dozując ręcznie lut na krawędzi zakładki. podczas lutowania stopu aluminium pa11, niezależnie od sposobu przygotowania powierzchni łączonych materiałów, nie występowały problemy utrudniające wykonanie połączenia, a lut swobodnie wnikał do kapilarnej szczeliny. badania metalograficzne złączy lutowanych wykazały jednak znaczące różnice w jakości złączy. w złączach, których elementy do lutowania przygotowano przez obróbkę zimną plazmą, występują śladowe ilości niezgodności lutowniczych w postaci niedużych wtrąceń żużla topnikowego (rys. 3a). są to typowe niezgodności charakterystyczne dla procesu lutowania topnikowego, które nie stanowią zagrożenia dla prawidłowej funkcjonalności złącza. w przypadku złączy niepoddanych obróbce zimną plazmą występują nieciągłości lutownicze (miejsca niewypełnione lutem) spowodowane pozostałościami żużla topnikowego, niewypartego przez ciekły lut (rys. 3b). spowodowane jest to dużym nasyceniem tlenkowym żużla, zwiększającym jego gęstość i przyczepność do podłoża, przez co jego wypieranie ze szczeliny przez spoiwo jest znacznie utrudnione. dużo bardziej utrudnione było wykonanie złączy ze stopu magnezu az31b. problemy spowodowane były głównie przez małą różnicę pomiędzy temperaturą topnienia stopu az31b (605÷630 °c) i spoiwa mg 001, którego górna granica likwidus wynosi 599 °c (zalecana temperatura lutowania 582÷616 °c) [4]. tak nieduża różnica temperatury topnienia spoiwa i materiału rodzimego jest szczególnie niekorzystna tablica iii. wyniki prób rozpływności i zwilżalności na podłożach ze stopu aluminium pa11 i magnezu az31b table iii. results of spread and wettability tests on aluminum alloy substrates pa11 and magnesium az31b rys. 2. rozpływność i zwilżalność lutów twardych na podłożach ze stopu aluminium pa11 i magnezu: a, b) powierzchnia odtłuszczona, c, d) powierzchnia poddana działaniu zimnej plazmy fig. 2. wettability and wetting of hard solders on aluminum alloy pa11 and magnesium substrates: a, b) degreased surface, c, d) surface treated with cold plasma materiał rozpływność ppśr [mm2] zwilżalność θ [°] pa11 184 12 pa11 + plazma 285 5 az31b 142 11 az31b + plazma 405 4 z funkcją planimetrowania powierzchni. dla określenia zwilżalności, próbki przecięto w połowie rozpłyniętej kropli lutu, zainkludowano w żywicy epoksydowej i przygotowano zgłady metalograficzne. następnie w sposób graficzny wyznaczono kąty zwilżania poszczególnych próbek. wyniki pomiarów rozpływności i zwilżalności zestawiono w tablicy iii. są to wartości średnie z pięciu pomiarów. na rysunku 2 pokazano przykładowe pola rozpływności i kąty zwilżania lutów twardych na podłożach ze stopu aluminium pa11 i magnezu az31b. zastosowanie technologii zimnej plazmy, jako metody obróbki powierzchni stopu aluminium pa11 i magnezu az31b do procesu lutowania, spowodowało znacznie polepszenie rozpływności, o czym świadczą dużo większe pola powierzchni rozpłyniętych kropli spoiwa na obydwu podłożach oraz mniejsze wartości kąta zwilżania. spowodowane jest to zmniejszeniem napięcia powierzchniowego oraz wyniku oczyszczenia (zmniejszeniem ilości zanieczyszczeń organicznych) powierzchni poddanych jej działaniu, przez co tworzący się w trakcie prób lutowania żużel topnikowy jest znacznie mniej nasycony tlenkami i mniej przyczepny do podłoża, umożliwiając swobodne zwilżanie i rozpływanie się lutu po materiale lutowanym. przeprowadzone próby technologiczne potwierdzają dużą skuteczność technologii zimnej plazmy, jako metody przygotowania podłoży materiałów trudno spajalnych do procesu lutowania. 173 mm2 300 mm2 pa11 az31b az31bpa11 180 mm2 411 mm2 θ = 12° θ = 14° θ = 5° θ = 4° a) c) b) d) 25przegląd  spawalnictwa vol. 90 2/2018 literatura [1] stryczewska h. d.: technologie zimnej plazmy. wytwarzanie, modelowanie, zastosowania, elektryka, zeszyt 1, 2011, s. 41-61. [2] bernaciak m.: technologia aktywacji, czyszczenia i powlekania powierzchni tworzyw sztucznych, amb technic. [3] dziado a., mola r.: magnez – kierunki kształtowania własności mechanicznych, obróbka plastyczna metali vol. xxiv, nr 4/2013, s. 253-277. [4] winiowski a., majewski d.: lutowanie twarde stopów magnezu, przegląd spawalnictwa vol. 86, nr 12/2014, s. 41-48. [5] alou a.: magnesium: current and potential automotive applications, jom, february 2002. [6] sorrentino l., carrino l.: 2024 aluminium alloy wettability and superficial cleaning improvement by air cold plasma treatment, journal of materials processing technology, 2009, pp. 1400-1409. [7] piątkowski j., binczyk f.: właściwości i zastosowanie odlewniczych stopów mg-al, archiwum odlewnictwa, nr 4/2002. [8] dobrzański l.a.: stopy metali lekkich, imiib, gliwice 2007. wnioski  na podstawie analizy wyników otrzymanych z przeprowadzonych badań sformułować można następujące wnioski: – technologia zimnej plazmy jest wysoce skuteczną metodą przygotowania powierzchni metali trudno spajalnych do procesów lutowania, o czym świadczą większe pola rozpływności i mniejsze wartości kątów zwilżania (różnica ok. 70%); – żużel topnikowy tworzący się na powierzchni metali poddanych działaniu zimnej plazmy jest mniej nasycony tlenkami i bardziej rzadkopłynny, przez co nie jest z nią silnie związany, ułatwiając tym samym swobodne rozpływanie się lutu i lepsze zwilżanie; – oczyszczenie powierzchni stopów aluminium i magnezu metodą zimnej plazmy umożliwia uzyskanie połączeń o wysokiej jakości, charakteryzujących się brakiem lub śladową ilością niezgodności lutowniczych typowych dla procesu lutowania z użyciem topnika; – rzadkopłynny żużel o małym nasyceniu tlenkami, będący wynikiem użycia zimnej plazmy, jest skutecznie wypierany ze szczeliny lutowniczej przez ciekły lut, nawet o małej gęstości (luty magnezowe i aluminiowe), zmniejszając ryzyko występowania niezgodności w lutowinie. [9] janik b.: zastosowanie stopów magnezu w lotnictwie, prace instytutu lotnictwa, warszawa 2011, s. 102-108. [10] szałatkiewicz j.: zastosowanie plazmy w technice – aktualne tendencje, pomiary automatyka robotyka 2/2010, s. 17-20. [11] kuczmaszewski j., zaleski k.: obróbka skrawaniem stopów aluminium i magnezu, lublin 2015. [12] pilarczyk j. (red.): poradnik inżyniera. spawalnictwo, tom 2, wnt, warszawa 2005. [13] pn-en iso 17672:2016-12 lutowanie twarde – spoiwa. [14] pn-en 1754:2015-10 magnez i stopy magnezu – system oznaczenia anod, gąsek i odlewów – symbole materiału i numery materiału. [15] pn-en 485-2:2016-10 aluminium i stopy aluminium – blachy, taśmy i płyty – część 2: własności mechaniczne. [16] pn en 573-3:2014-02 aluminium i stopy aluminium – skład chemiczny i rodzaje wyrobów przerobionych plastycznie – część 3: skład chemiczny i rodzaje wyrobów. rys. 3. mikrostruktura złączy lutowanych: a) stop aluminium pa11 bez obróbki zimną plazmą, b) stop aluminium pa11 po obróbce zimną plazmą, c) stop magnezu az31b po obróbce zimną plazmą fig. 3. microstructure of solder joints: a) pa11 aluminum alloy without cold plasma treatment, b) pa11 aluminum alloy after cold plasma treatment, c) az31b magnesium alloy after cold plasma treatment w przypadku lutowania elementów o grubości poniżej 3,0 mm, a która w rozpatrywanym przypadku wynosiła 2,0 mm. powo dowało to, że w konsekwencji wykonanie złącza bez odpowiedniego przygotowania powierzchni łączonych elementów było niemożliwe. podczas lutowania tworzył się silnie nasycony tlenkami żużel topnikowy ograniczający kapilarne wnikanie spoiwa magnezowego o małej gęstości (mniejszej od gęstości żużla) do szczeliny lutowniczej. próba wykonania złącza wymagała zatem wydłużenia czasu lutowania, co skutkowało przegrzaniem materiału rodzimego, powodując jego nadtapianie się od krawędzi uniemożliwiając tym samym utrzymanie kapilarnej szerokości szczeliny lutowniczej. oczyszczenie powierzchni metodą zimnej plazmy umożliwiło wykonanie złącza lutowanego, ale należy podkreślić, że mimo wszystko lutowanie cienkich blach ze stopów mg było utrudnione i wymagało dużej precyzji. tworzący się żużel o mniejszym nasyceniu tlenkowym był bardziej rzadkopłynny i nie ograniczał swobodnego wnikania lutu do szczeliny lutowniczej, przez co uniknięto przegrzania i nadtopienia materiału rodzimego. nie pozwoliło to jednak na całkowite wyeliminowanie niezgodności lutowniczych w postaci wtrąceń topnikowych (rys. 3c). pomimo niedużego nasycenia żużla tlenkami i dużej rzadkopłynności, jego całkowite wyparcie przez lut ze szczeliny lutowniczej jest ograniczone małą gęstością spoiwa magnezowego. a) b) c)nieciągłość 200 μm 120 μm 50 μm wtrącenia topnikowe wtrącenia topnikowe nr 5 2015 www.pdf 112przegląd spawalnictwa vol. 87 5/2015 właściwości normalizowanej stali zlewnej mostu kolejowego po 75 latach eksploatacji properties of normalized cast steel of the railway bridge after 75 years of exploitation dr hab. inż. bernard wichtowski, prof. zut, mgr inż. zdzisław woźniak – zachodniopomorski uniwersytet technologiczny w szczecinie. autor korespondencyjny/corresponding author: marek.wichtowski@zut.edu.pl streszczenie przedstawiono badania materiałowo – wytrzymałościowe stali mostu kolejowego wybudowanego w roku 1938. omówiono stan techniczny konstrukcji obiektu przed remontem i zakres prac modernizacyjnych. przeprowadzono spektrometryczną analizę chemiczną stali oraz badania jej twardości i statycznego rozciągania, a spawalność określono na podstawie obliczonych wskaźników spawalności. wyniki z badań wykazały, że jest to prawdopodobnie stal zlewna normalizowana gatunku st37 12, której produkcję w niemczech rozpoczęto w końcu xix wieku. słowa kluczowe: mosty stalowe, stal normalizowana, spawalność abstract the paper presents the study of strength and material properties of steel of the railway bridge built in 1938. the technical condition of the bridge before repair as well as renovation works are presented. spectrometric chemical analyses of structural steel as well as hardness and static tensile tests were carried out. measured parameters of cast steels are presented. these are priority investigations of normalized cast steel. keywords: steel bridges, cast steel, weldability wstęp problematyka trwałości stalowych konstrukcji mostowych jest dziś bardzo aktualną. w polsce 43,4% kolejowych obiektów mostowych ma powyżej 100 lat, a kolejne 33% od 50 do 100 lat i właśnie teraz część z nich wymaga modernizacji, remontu lub rozbiórki [1÷4]. dlatego celowe jest prowadzenie diagnostycznych badań mostów użytkowanych przez dłuższy czas. badania konstrukcji in situ stanowią metodę poznawania ich właściwości we wszystkich uwarunkowaniach: geometrycznych, technologicznych oraz eksploatacyjnych. przydatnym są tutaj badania próbek materiałowych pozyskanych z eksploatowanych konstrukcji, które pozwalają oszacować starzenie strukturalne stali i określić jej aktualne właściwości wytrzymałościowe [5÷8]. dane te umożliwiają obniżenie poziomu niepewności, co do wartości parametrów, które są wykorzystane do określenia bezpieczeństwa obiektu mostowego. pewnym przyczynkiem, pozwalającym na uzyskanie dodatkowych informacji na powyższy temat, może być przedstawiona w niniejszym referacie analiza właściwości stali z mostu kolejowego eksploatowanego przez 77 lata. charakterystyka mostu przedmiotowy most przez rzekę wartę usytuowany jest na jednotorowej linii kolejowej nr 367. schemat konstrukcyjny obiektu przedstawiono na rysunku 1. most ma osiem przęseł o rozpiętościach: od 26,00 do 95,80 m. długość całkowita wynosi 315,57 m, a jego światło 302,67 m. most został zbudowany przez niemców w 1938 r, ze stali zlewnej niskowęglowej gatunku st 37. według din 1612 o wartościach rm= 370÷450 mpa, re= 240 – 280 i k= 140 (160) mpa [9,10]. siedem przęseł to blachownicowe konstrukcje nitowane z jazdą dołem oraz jedno przęsło kratownicowe (rys. 2 i 3). bernard wichtowski, zdzisław woźniak rys. 1. konstrukcja mostu (widok boczny i przekroje poprzeczne) fig. 1. bridge structure (side view and cross – sections) 113przegląd spawalnictwa vol. 87  5/2015 w styczniu 1945 r. konstrukcja została częściowo zniszczona. uszkodzenie polegało na wysadzeniu trzech filarów, aż do fundamentów i zatopieniu całej stalowej konstrukcji przęsła nurtowego. odbudowę mostu wykonano w roku 1965. przęsło nurtowe zaprojektowano, jako wolnopodparte belki blachownicowe wzmocnione łukiem (konstrukcja langera). łuk wykonstruowano o przekroju skrzynkowym, a jego węzły leżą na paraboli drugiego stopnia o strzałce 14 m. przęsło o konstrukcji nitowanej zaprojektowano na obciążenie ruchome nl (20 t na oś). jako materiał na elementy kratowe i blachownicowe dźwigary nośne przyjęto stal gatunku st18g2, na elementy jezdni oraz dwuteowe wieszaki spawane i elementy tężników – stal st3m, a na pozostałe elementy stal st3s. w trakcie odbudowy mostu zaprojektowano dwustronne chodniki publiczne o szerokości 1,5 m, przykryte prefabrykowanymi płytami żelbetowymi o grubości 60 mm, dla umożliwienia mieszkańcom miasta przejścia na drugą stronę warty. przynitowane do dźwigarów mostowych wsporniki chodników, w rozstawie osiowym, co 4,0 m są odpowiednio wyprofilowane, co umożliwia na nich również założenie rurociągów i kabli energetycznych (rys. 4). rys. 2. widok ogólny 5 przęseł mostowych fig. 2. general view of 5 bridge plate girders rys. 3. jezdnia mostowa fig. 3. bridge deck rys. 4. chodnik na moście stan obecny fig. 4. sidewalk on the bridge – the current state skład chemiczny stali w ramach projektu nowej konstrukcji chodnika dla pieszych, na kładce mostowej od strony wody wysokiej zaistniała konieczność wykonania obliczeń statyczno-wytrzymałościowych nośnych elementów mostowych. fakt ten oraz ewentualność prowadzenia spawania podczas prac restytucyjnych, wymagał oceny aktualnych właściwości stali celem oceny jej wytrzymałości obliczeniowej oraz spawalności. próbki do badań wycięto: ze środnika strefy (t= 18 mm) końcowej (poza łożyskiem) dźwigara skrajnego mostu o długości 26,0 m. spektrometryczna analiza chemiczna stali z pobranych próbek wykazała skład chemiczny podany w tablicy i. w tablicy tej analizę składu chemicznego przedstawiono dla wybranych 9 zasadniczych pierwiastków stopowych z analizy 18 pierwiastków otrzymanych w badaniach. jednocześnie w celach porównawczych podano skład chemiczny stali: – zlewnej stosowanej przez niemcy do budowy mostów w latach 1856÷1950 [7,8], – st 37 3 wg din 17100 – 80, która jako jedyna była specjalnie uspokojona. z analizy składu chemicznego poszczególnych gatunków stali wynika, że konstrukcja mostu została wykonana ze stali zlewnej niskowęglowej, prawdopodobnie ze stali gatunku st 37 wg din 1612 [9]. była to według tej normy jedyna stal wyżarzona normalizująco o rm= 370 – 450 mpa i min a5= 18÷25%. cechą charakterystyczną stali zlewnych tego gatunku jest mała zawartość węgla. jest to czynnik niekorzystny, ponieważ szybkość starzenia zwiększa się, gdy zawartość węgla jest mniejsza niż 0,10%. mała jest również zawartość siarki, fosforu i krzemu. według din 1050 z 1937 r. dla stali tej wartości naprężenia dopuszczalnego wynoszą: i – 140 i ii – 160 mpa. rodzaj obciążenia i – składa się z jednoczesnego, niekorzystnego działania obciążenia stałego oraz obciążeń zmiennych wraz ze śniegiem (ale bez wiatru); ii rodzaju – składa się z obciążeń i rodzaju oraz działania wiatru i wpływu zmian temperatury. rodzaj stali skład chemiczny, % wag. c mn si p s cu cr ni al dźwigar -środ. t= 18 0,0838 0,460 0,045 0,006 0,026 0.156 0.018 0,031 0.035 stal zlewna 0,030 ÷0,350 0,040 ÷0,750 ślady ÷0,180 0,004 ÷0,160 0,004 ÷0,115 0,110 ÷0,140 0,007 ÷0,014 0,030 ÷0,040 0,010 ÷0,020 st 37 3 max 0,17 – – max 0,040 max 0,040 – – – min 0,020 tablica i. skład chemiczny stali mostu i stali porównawczych table i. chemical composition of bridge steel and compared steel 114przegląd spawalnictwa vol. 87 5/2015 rys. 5. wykresy rozciągania próbek ze stali środnika dźwigara głównego fig. 5. the schemes of tensile strength of the web of main beam właściwości mechaniczne stali właściwości mechaniczne i plastyczne stali blachownicowych dźwigarów nośnych mostu określono na podstawie badań statycznego rozciągania próbek (rys. 5) oraz pomiarów twardości metodą brinella (tabl. ii). badania statycznego rozciągania próbek okrągłych, pięciokrotnych o średnicy bazowej 10 mm dotyczyły: – sześciu próbek ze stali st∙37 środnika dźwigara mostowego; w tym trzech próbek z materiału w stanie naturalnym, czyli zestarzonym (s) oraz trzech próbek, które poddano wyżarzaniu normalizującemu (n) w temperaturze 930 °c przez jedną godzinę i studzeniu na powietrzu. w wyniku wyżarzania normalizującego uzyskuje się najmniejszą możliwą w tej stali wielkość ziarna. określone parametry mechaniczne próbek normalizowanych są porównywalne z własnościami stali w fazie dostawy, czyli z cechami stali z okresu budowy mostu. w toku tego zabiegu obróbki cieplnej, wydzielania degradacyjne ulegają rozpuszczeniu w austenicie, a w trakcie chłodzenia na powietrzu uzyskuje się struktury równowagowe. jak wynika z rysunku 5 i tablicy ii, w efekcie starzenia stali zmniejszyły się jej zasadnicze parametry mechaniczne, tj. granica plastyczności i wytrzymałości. wartość granicy plastyczności, równa min. reh (re) zmniejszyła się o 25%, a wartości średnie dolnej granicy plastyczności rel oraz granicy wytrzymałości rm odpowiednio o 27 i 10%; przy raczej stabilnych właściwościach a5, z i hb. uzyskane parametry badanej stali mostu są dokładnie zgodne z proponowanymi przez międzynarodowy związek kolejowy uic, który podaje następujące wartości charakterystyczne [6]: – wytrzymałość na rozciąganie rm= 320÷380 mpa, – granica plastyczności re= 220 mpa. rodzaj stali wymiary próbki mm reh (re) [mpa] rel [mpa] rm [mpa] a5 [%] z [%] twardość brinella hb5 rm [mpa] α reb [mpa] starzona (s) ø10 l=50 220 224 227 209 210 218 356 361 308 – 36 – – 69 – 106 107 107 358 362 362 0,70 250 253 253 wartość średnia 220 212 342 36 69 107 361 0,70 252 normaliz. (n) ø10 l=50 275 283 285 269 268 271 375 376 377 40 42 41 65 69 66 104 105 108 350 355 365 0,70 245 248 255 wartość średnia 275 269 376 41 67 106 357 0,70 249 tablica ii. właściwości mechaniczne stali badanej table ii. mechanical properties of tested wykorzystując próbki przygotowane do badań chemicznych i mechanicznych, przeprowadzono pomiar twardości ich stali metodą brinella. badania przeprowadzono twardościomierzem typu b3cs, używając kulki stalowej średnicy d= 5 mm, przy obciążeniu p= 7350 n utrzymywanym przez t = 15 s, zgodnie z pn-en iso 6506-1: 2002, a uzyskane wyniki przedstawiono w kol. 8 i 9, tablicy ii. dla stali badanej na rozciąganie statyczne badania te należy traktować, jako uzupełniające. przyjmując wartość współczynnika α= reb/rmb, = 0,7 wg. [7], obliczono wartości granicy plastyczności stali reb przedstawione w kol. 11. dla trzech próbek stali badanych na rozciąganie statyczne uzyskane wartości reb różnią się od wartości reh odpowiednio o +14,5; -9,5 i -7,5%. ocenę zachowania się stali ze środnika blachownicy mostu w wypadku ewentualnego wystąpienia warunków sprzyjających kruchemu pękaniu spowodowanemu obecnością karbu i odkształceniami o dużej szybkości, powstałymi w wyniku udarowego działania obciążenia, przeprowadzono na podstawie próby udarności. badania wykonano na próbkach charpy’ego o wymiarach 10x10x55 mm z karbem v wykonanym wg pn-en iso 148-1: 2010. podobnie jak w badaniach na rozciąganie również udarność określano na dwóch typach próbek: – starzonych samorzutnie s, czyli próbkach bez dodatkowych zabiegów, – normalizowanych n. wyniki przeprowadzonych badań przedstawiono w tablicy iii i graficznie na rysunku 6. poziomą linią zaznaczono tam wartość udarności na poziomie 34 j/cm2, która wymagana jest przez eurokod 3 (pn-en1993-1-10) dla próbek o a= 80 mm2 stali stosowanej w nowych konstrukcjach. badana stal mostu w stanie obecnym, starzonym samorzutnie, wykazała bardzo niską udarność w temperaturze ujemnej. udarność w temperaturze -20 i -10 °c wynosi jedynie 12 i 17 j/cm2, a w 0 °c tylko 20 j/cm2. określona temperatura przejścia w stan kruchy tej stali wynosi +9 °c (rys. 6). zadziwiająco wysoką wartość udarności uzyskano z badań próbek normalizowanych. udarność stali w fazie dostawy, w okresie budowy mostu, w temperaturze -20 i -10 °c ma wartości kcv= 231 i 307 j/cm2, co oznacza, że jest ona 19 i 18 razy większa od udarności próbek starzonych samorzutnie. „kosmiczne” wartości udarności próbek normalizowanych świadczą o wyjątkowo dużym zestarzeniu stali. „wskaźnik starzenia” ws, równoważny stosunkowi udarności po zestarzeniu do udarności materiału niestarzonego (próbki n), w poszczególnej temperaturze, od -20 do +20 °c, wynosi: 0,05; 0,06; 0,08; 0,11 i 0,23. tak niskich wartości współczynnika ws dla badanych próbek w temperaturze ujemnej nie stwierdzono nawet w mostach eksploatowanych przez okres dwukrotnie dłuższy (przez ~140 lat). 115przegląd spawalnictwa vol. 87  5/2015 jednocześnie należy podkreślić mały rozrzut wartości udarności w danych zakresach temperaturowych, pomimo, że 80% próbek miało złom z rozwarstwieniami. uwaga ta dotyczy zarówno próbek n (górne, ciemniejsze na rys. 6) oraz próbek s (dolne, jaśniejsze). poza tym nieznaczne jest zróżnicowanie wielkości udarności w funkcji temperatury próbek n w porównaniu z próbkami s. iloraz wartości udarności w temperaturach skrajnych (+20 i -20 °c) dla próbek stali normalizowanej n wynosi jedynie 1,32, a dla stali starzonej s aż 5,69. rys. 6. średnia udarność próbek ze stali normalizowanej (n) i starzonej (s) fig. 6. the average impact strength standard steel (n) and ageing steel (s) element wymiar próbek nr próbki udarność kcv, [j/cm2] przekrój i karb [mm] pole [mm2] -20 °c -10 °c 0 °c 10 °c 20 °c stal starzona (s) 10 x 10 2 80 1 2 3 11,7 12,1 13,2 15,4 17,6 17,9 19,1 19,3 20,6 33,9 34,0 38,6 64,4 70,0 75,5 wartość średnia 12,3 17,0 19,7 35,5 70,0 stal normal. (n) 10 x 10 2 80 1 2 3 215,9 234,0 244,0 298,6 307,6 315,9 262,0 264,0 271,6 314,6 329,4 337,8 290,9 305,1 320,5 wartość średnia 231,3 307,4 265,9 327,3 305,5 tablica iii. udarność próbek charpy’ego table iii. impact strength in charpy’s test 1) 2) – wskaźnik odporności materiału na pękanie gorące – wskaźnik oceny skłonności do pękania zimnego, gdzie t= 18 mm 3) 4) – twardość strefy wpływu ciepła 5) stal blachownicowych dźwigarów mostowych jest spawalna bez ograniczeń, gdyż wszystkie obliczone wskaźniki (1÷5) dla tej stali są mniejsze od wartości granicznych – rysunek 7. rys. 7. zależność spawalności od ce i grubości blachy fig. 7. function of weldability versus ce the plate thickness ocena spawalności stali wykorzystując wyniki badań chemicznych stali mostu oceniono jej spawalność metalurgiczną i konstrukcyjną. w tym celu określono poniższe wskaźniki [3,6]. – równoważnik węgla (dla stali o c < 0,18%) [12] 116przegląd spawalnictwa vol. 87 5/2015 literatura [1] wysokowski a.: trwałość mostów stalowych w funkcji zjawisk zmęczeniowych i korozyjnych. studia i materiały, zeszyt 53, ibdim, warszawa 2001. [2] ambroziak a., pękalski g., rabiega j.: propozycje metod oceny stanu degradacji stalowych konstrukcji mostowych z przełomu xix i xx wieku. wrocławskie dni mostowe – mosty stalowe. projektowanie, technologie budowy, badania, utrzymanie. wrocław 2008. [3] hołowaty j., wichtowski b.: testing the properties of structural cast steel (fluβstahl) in old railway bridges. iabse conference, rotterdam 2013. [4] wiśniewski d., majka m., bień j.: ocena nośności mostów w okresie ich eksploatacji – doświadczenia krajowe i zagraniczne. „inżynieria i budownictwo”, nr 7-8/2013. [5] dudziński w., pękalski.: materiałowe aspekty teorii degradacji. materiały xiii konferencji sprawozdawczej „metalurgia 2002”, tom 2. komitet metalurgii pan, krynica 2002. podsumowanie przeprowadzone badania stali blachownicowych dźwigarów nośnych pozwoliły określić aktualne właściwości stali mostu po 75 latach eksploatacji obiektu. jest to stal zlewna nieuspokojona (si = 0,045% < 0,12%) o bardzo dużym zestarzeniu. tak małych wartości „wskaźników starzenia” ws równych od 0,05 do 0,23, nie uzyskali autorzy w dotychczasowych badaniach stali zlewnej mostów użytkowanych przez czas znacznie dłuższy. temperatura przejścia tej stali w stan kruchy wynosi +9 °c. taki stan może być groźny podczas warunków zimowych. stal mostu jest spawalna bez ograniczeń, gdyż wszystkie obliczone wartości wskaźników: (1÷5) są mniejsze od wartości granicznych. aktualne wartości wytrzymałościowe tej stali wynoszą: re= 220 mpa oraz rm= 340 mpa i są one jedynie o 8% mniejsze od wartości zalecanej przez normę din 1612 dla stali po wytopie. wartość re= 220 mpa przyjmowano również dla stali st 37s, stosowanej w polsce w latach 1946-1962, oraz dla stali niemieckiej st 3 i st 3w specjalnie uspokojonych. zaskakująco duże wartości udarności charpy’ego, w zakresie temperatur od -20 do 20 °c, uzyskano z badań próbek stali znormalizowanej (rys. 6). wyjaśnienie tego zjawiska uzyskano z analizy normy din 1612 – 1932 – 01 [9,10]. norma ta dla konstrukcji budowlanych określa dane czterech stali gatunków: st37 12, st34 12, st42 12, st44 12. trzy ostatnie stale to stale zwykłej jakości (sondergüte), a jedynie stal st37 12 jest stalą normalizowaną (normalgüte), której początek produkcji literatura niemiecka szacuje już na rok 1896 [11]. obróbka cieplna w postaci wyżarzania normalizującego jest stosowana w celu rozdrobnienia ziaren. według [12], jedynym czynnikiem zwiększającym granice plastyczności i jednocześnie obniżającym temperaturę przejścia stali w stan kruchy jest rozdrobnienie ziarna. fakt ten świadczy, że stal przedmiotowego mostu to stal gatunku st 37 12. wyniki badań tej stali po starzeniu nie są odnotowane w żadnej znanej autorom artykułu literaturze technicznej. z tego powodu przedstawione badania należy traktować jako unikatowe. czynniki metalurgiczne wpływające na obniżenie udarności stali omówiono w [12]. badania te mają znaczenie praktyczne, gdyż wg eurokodu 3 obecnie konstrukcje mostowe należy wykonywać ze stali s355 o klasach jakości k2, n, m, nl i ml po walcowaniu normalizującym (n, nl) bądź po walcowaniu termomechanicznym. rodzi się pytanie: czy stale te będą wykazywały również tak duże starzenie w okresie swojej eksploatacji, jak badana stal st 37 12? w celu oszacowania tych czynników i częściowego wyjaśnienia procesów degradacji mikrostruktury stali mostu, podjęto próbę badań metalograficznych, których wyniki zostaną przedstawione w oddzielnym artykule. [6] wichtowski b., woźniak z.: właściwości stali zlewnej kratownicowego mostu kolejowego po 122 latach eksploatacji. „inżynieria i budownictwo”, nr 4/2006. [7] wichtowski b., hołowaty j.: analiza właściwości materiałowych i spawalności stali zlewnej mostów kolejowych. „inżynieria i budownictwo”, nr 5/2013. [8] hołowaty j., wichtowski b.: o stanie technicznym najstarszego w polsce wiaduktu drogowego ze stali zlewnej. „inżynieria i budownictwo”, nr 7 – 8 /2013. [9] din 1612: 1932 – 01 flußstahl gewalzt – formstahl, stabstahl, breitflachstahl (alte bezeichnung, formeisen, stabeisen, universaleisen). [10] stahl im hochbau. taschenbuch fur entwurf, berechnung und ausfuhrung von stahlbauten. verlag stahleisen m. b. h. dűsseldorf 1935. [11] schaper g.: stählerne brücken. verlag von wilhelm ernst and sohn, berlin 1949. [12] blicharski m.: inżynieria materiałowa. stal. wn-t, warszawa 2004. 201407_pspaw.pdf 46 przegląd spawalnictwa 7/2014 badania metalograficzne spoin wykonanych hybrydową metodą pta-mag metallographic examination of welded joints  produced by pta-mag hybrid process streszczenie w artykule scharakteryzowano innowacyjną metodę spawania hybrydowego będącą ekonomiczną alternatywą dla spawania hybrydowego laser-mag. w głównej części artykułu zaprezentowano wstępne wyniki badań metalograficznych spoin czołowych wykonywanych metodą wysokowydajnego spawania hybrydowego plazma-mag. spawano stal niestopową s235jr. omówiono budowę wykonanych nowatorską techniką złączy spawanych oraz przeprowadzono badania metalograficzne złączy, analizując budowę mikrostruktury oraz rozkłady twardości w charakterystycznych obszarach spoiny. przedstawiono korzyści techniczne i ekonomiczne wynikające z zastosowania opisanego rozwiązania. słowa kluczowe: spawanie hybrydowe, spoiny czołowe, metalografia abstract this paper describes an innovative method for hybrid welding being economical alternative to laser-mag hybrid welding. in the main part of the article the preliminary results of metallographic testing of the welds (low alloy steel) have been presented. metallographic studies of the joints were carried out, discussed the microstructure and hardness distributions in characteristic areas of the weld. keywords: hybrid welding, butt welds, metallography tomasz chmielewski jacek szulc zbigniew pilat dr hab. inż. tomasz chmielewski, prof. pw – politechnika warszawska, mgr inż. jacek szulc – supraelco warszawa, mgr inż. zbigniew pilat – przemysłowy instytut automatyki i pomiarów, warszawa. autor korespondencyjny/corresponding author: t.chmielewski@wip.pw.edu.pl wstęp zgodnie z definicją międzynarodowego instytutu spawalniczego spawanie hybrydowe polega na połączeniu i jednoczesnym stosowaniu dwóch różnych pod względem źródła ciepła metod spawania. połączenie spawania plazmowego i gma (gas metal arc) z pozoru nie spełnia tego warunku. należy zwrócić uwagę, iż pomimo tego, że oba połączone źródła ciepła bazują na łuku elektrycznym, to jednak znacznie się od siebie różnią. sposób nagrzewania materiału rodzimego w metodach gma ma charakter przewodnościowy, a łuk plazmowy o gęstości prądu umożliwiającej powstanie kanału parowego (ang. keyhole) przekazuje ciepło do materiału spawanego w głównej mierze poprzez bombardowanie elektronami anody, a poziom energii kinetycznej elektronów, zamienianej w energię cieplną na skutek zderzenia, zależy od wartości napięcia przyśpieszającego. dwa z pozoru podobne źródła energii spawania w różny sposób przekazują ciepło do materiału obrabianego. 47przegląd spawalnictwa 7/2014 spawanie hybrydowe ekonomiczne uwarunkowania rynkowe branży spawalniczej stymulują poszukiwanie nowych wysokowydajnych oraz charakteryzujących się wysoką jakością metod spawania przy jednocześnie spełnionym warunku umiarkowanych kosztów procesu. konwencjonalne metody spawalnicze przy swej dużej różnorodności niestety nie są doskonałe, a ich indywidualne charakterystyczne cechy predysponują do określonych zastosowań. zwykle gdy metoda spawania wyróżnia się jakąś specyficzną zaletą, to okupione to jest równie ważnym mankamentem. przykładem może być wysoka jakość spoin wykonanych metodą tig przy niskiej wydajności spawania (stapiania), bądź wysoka wydajność metod opartych na wiązkach energetycznych, kojarząca się niestety z ekstremalnie wysokimi kosztami przygotowania brzegów do spawania. w spawalniczych systemach hybrydowych z reguły łączy się w parę metody o skrajnie różnych właściwościach, które nie występują jednocześnie w ramach jednej metody spawania. takie podejście umożliwia uzyskanie wysokiej wydajności procesu spajania dzięki jednoczesnemu wykorzystaniu i wzmocnieniu zalet obu łączonych metod oraz minimalizowanie ograniczeń charakterystycznych dla zastosowanych metod wtedy gdy występują osobno. obecnie w hybrydowych systemach spawalniczych najczęstsze zastosowanie znajduje laser współpracujący z łukowymi metodami spawania w osłonie gazów, najczęściej mag, mig, tig. korzyści ze stosowania hybrydy laser-gma polegają na połączeniu charakterystycznych dla lasera: wysokiej wydajności stapiania, dużej głębokości wtopienia oraz niskiego udziału spoiwa w stopiwie, ze stosunkowo wysoką tolerancją na jakość przygotowanych do spawania brzegów charakterystyczną dla metod łukowych. poza licznymi zaletami opisanej hybrydy trudno pominąć bardzo wysokie koszty inwestycyjne i eksploatacyjne systemów laserowych, które w pewnym stopniu niwelują ekonomiczne korzyści spawania hybrydowego [1, 2, 5÷7, 10]. generalnie, metody spawania hybrydowego umożliwiają wykonanie połączenia z łagodnym cyklem cieplnym i zmniejszają wymagania wobec przygotowania szczeliny rowka spawalniczego w stosunku do metod wiązkowych. metody spawania hybrydowego charakteryzuje wysoka prędkość spawania w porównaniu do procesów wchodzących w skład hybrydy, gdy pracują oddzielnie. hybrydowy system spawania łukowego pta-gma niskotemperaturowa plazma znajduje częste zastosowanie w napawaniu modyfikacyjnym i regeneracyjnym powierzchni części maszyn [3÷4, 9] oraz jest stosowana w technice z otwartym kanałem parowym do spawania grubych elementów konstrukcyjnych. spawanie plazmowe kojarzy się z wysoką wydajnością spawania, jednak wymaga precyzyjnego i kosztownego przygotowania brzegów, a wymaganie to w warunkach przemysłowych jest często niewykonalne, zwłaszcza podczas spawania konstrukcji wielkogabarytowych. sposobem na rozwiązanie problemów ze stosowaniem w przemyśle spawania plazmowego w kontekście tolerancji geometrycznej brzegów przygotowanych do spawania może być spawanie hybrydowe plazma-gma. połączenie zalet obu metod prowadzi do uzyskania wysokiej wydajności spawania przy obniżeniu (w stosunku do metod wiązkowych) wymagań związanych z precyzyjnym przygotowaniem brzegów. zastosowany w pracy hybrydowy system spawania plazma-gma oparty jest na specjalnej konstrukcji plazmotronie zintegrowanym z uchwytem elektrodowym gma, będącym przedmiotem patentu firmy plasma laser technologies z izraela. innowacyjność rozwiązania konstrukcyjnego polega na tym, że łuk plazmowy oraz łuk gma oddzielone są od siebie kurtyną magnetyczną wymuszającą przepływ prądu łuku plazmowego i gma przez materiał spawany. w innym przypadku następowałoby wzajemne znoszenie strumieni elektronów ze względu na przeciwną polaryzację. na rysunku 1 pokazano schemat budowy plazmotronu hybrydowego szerzej opisanego w [8]. rys. 1. schemat budowy plazmotronu hybrydowego: 1 – łuk plazmowy, 2 – łuk gma, 3 – katoda plazmotronu, 4 – dysza plazmowa, 5 – wspólna dysza gazu osłonowego, 6 – kierunek spawania, 7 – drut elektrodowy gma, 8 – ciecz metaliczna, 9 – kanał parowy, 10 – materiał podstawowy fig. 1. schematic diagram of the hybrid plasmatron: 1 – plasma arc, 2 – gma arc, 3 – plasmatron cathode, 4 – plasma nozzle, 5 – common shielding gas nozzle, 6 – welding direction, 7 – gma wire electrode, 8 – liquid metal, 9 – plasma keyhole, 10 – substrate material łuk plazmowy zasilany jest prądem o natężeniu umożliwiającym uruchomienie efektu kanału parowego (ang. keyhole), będącego wynikiem wysokiej temperatury i ciśnienia strumienia plazmy, co powoduje gwałtowne parowanie spawanego materiału. parametry procesu dobierane są tak, by głębokość kanału parowego była porównywalna z grubością spawanego 48 przegląd spawalnictwa 7/2014 elementu, a jego średnica obejmowała oba brzegi spawanych materiałów. w ten sposób uzyskiwane jest bardzo głębokie penetrowanie fazą ciekłą spawanego materiału. w efekcie intensywnego parowania metalu oraz minimalnego, ale jednak odstępu brzegów spawanych przedmiotów, lico spoiny powstającej za przemieszczającym się łukiem plazmowym byłoby wklęsłe, gdyż do jego wypełnienia brakowałoby masy. za łukiem plazmowym przemieszcza się łuk gma swobodnie jarzący się w przestrzeni pomiędzy elektrodami, a masa topionego spoiwa służy do uformowania lica spoiny. łuk gma oddziałuje na jeziorko spawalnicze tuż za łukiem plazmowym, jeszcze przed skrystalizowaniem cieczy powstałej na skutek działania plazmy. okno technologiczne opisanej hybrydy jest bardzo wąskie i dla utrzymania stabilności procesu wymaga wysokiej precyzji ruchu roboczego; ze względu na wymienione uwarunkowania proces ten jest zwykle robotyzowany. badania metalograficzne badaniom poddano wybrane złącza spawane ze spoinami czołowymi. materiał podstawowy to stal niestopowa s235jr o grubości 10 i 12 mm. spawanie prowadzono w sposób zrobotyzowany. wszystkie złącza wykonano w pozycji podolnej bez podgrzewania. zgłady preparowano przez szlifowanie papierem ściernym o gradacji od 100 do 2500, następnie polerowano wodną zawiesiną al2o3, po czym trawiono 30% nitalem. mikrostrukturę badanych złączy fotografowano na mikroskopie stereoskopowym olympus, stosując powiększenie 6x. pomiary charakterystycznych wielkości geometrycznych wykonano, stosując oprogramowanie olympus analysis. na rysunku 2 przedstawiono obraz mikrostruktury spoiny czołowej złącza teowego (linie punktów od strony lica i grani oznaczają miejsca pomiaru twardości), a na rysunkach 3 i 4 rozkład twardości złącza wykonanego w poniżej przedstawionych warunkach. grubość blach 10 mm + 10 mm, bez ukosowania, odstęp 1,5 mm; natężenie prądu spawania plazma – 200 a, mag – 540 a; napięcie łuku mag – 30 v; prędkość spawania – 0,52 m/min; posuw drutu elektrodowego – 12 m/min. we wszystkich scharakteryzowanych poniżej spoinach odnotowano wąską strefę wpływu ciepła, o szerokości ok. 2 mm, co wskazuje na stosunkowo małą ilość ciepła wprowadzoną do złącza podczas spawania. taka sytuacja jest bardzo korzystna z punktu widzenia poziomu naprężeń własnych złącza oraz odkształceń cieplnych. przedstawione poniżej rozkłady twardości wskazują, że nie występuje nadmierne utwardzenie swc, mimo iż nie stosowano podgrzewania wstępnego. rys. 2. mikrostruktura z pomiarami wielkości obszarów charakterystycznych spoiny czołowej 10 mm – złącze teowe fig. 2. microstructure with measurement of specific areas of butt weld 10 mm – t joint rys. 3. rozkład twardości w spoinie czołowej 10 mm od strony lica – złącze teowe fig. 3. hardness distribution in butt weld 10 mm – bead side rys. 4. rozkład twardości w spoinie czołowej 10 mm od strony grani – złącze teowe fig. 4. hardness distribution in butt weld 10 mm – root side 49przegląd spawalnictwa 7/2014 rys. 5. mikrostruktura z pomiarami wielkości obszarów charakterystycznych spoiny czołowej 12 mm – złącze teowe fig. 5. microstructure with measurement of specific areas of butt weld 12 mm – t joint rys. 6. rozkład twardości w spoinie czołowej 12 mm od strony lica – złącze teowe fig. 6. hardness distribution in butt weld 12 mm – bead side na rysunku 5 przedstawiono obraz mikrostruktury – spoiny czołowej złącza teowego (linie punktów od strony lica i grani oznaczają miejsca pomiaru twardości), a na rysunkach 6 i 7 rozkład twardości w złączu, wykonanym w poniżej przedstawionych warunkach. grubość blach 12 mm + 12 mm, ukosowanie 15°, próg 2 mm bez odstępu; natężenie prądu spawania – plazma – 200 a, mag – 535 a; napięcie łuku mag – 29 v; prędkość spawania – 0,52 m/min; posuw drutu elektrodowego – 12 m/min. rys. 7. rozkład twardości w spoinie czołowej 12 mm od strony grani – złącze teowe fig. 7. hardness distribution in butt weld 12 mm – root side na rysunku 8 przedstawiono obraz mikrostruktury spoiny czołowej złącza kątowego (linie punktów od strony lica i grani oznaczają miejsca pomiaru twardości), a na rysunkach 9 i 10 rozkład twardości. złącze wykonano w poniżej przedstawionych warunkach. grubość blach 12 mm + 12 mm, ukosowanie 15°, próg 2 mm bez odstępu; natężenie prądu spawania – plazma – 200 a; mag 540 a; napięcie łuku mag – 30 v; prędkość spawania – 0,52 m/min; posuw drutu elektrodowego – 12 m/min. rys. 8. mikrostruktura z pomiarami wielkości obszarów charakterystycznych spoiny czołowej 12 mm złącze kątowe fig. 8. microstructure with measurement of specific areas of butt weld 12 mm rys. 9. rozkład twardości w spoinie czołowej 12 mm od strony grani – złącze kątowe fig. 9. hardness distribution in butt weld 12 mm – root side rys. 10. rozkład twardości w spoinie czołowej 12 mm od strony lica – złącze kątowe fig. 10. hardness distribution in butt weld 12 mm – bead side 50 przegląd spawalnictwa 7/2014 podsumowanie w artykule przedstawiono wyniki wstępnych badań spawania hybrydowego plasma-gma stali niestopowej, które wskazują na możliwość spawania grubych elementów spoinami jednościegowymi przy ograniczonej konieczności ukosowania, do grubości blach 10 mm bez ukosowania, powyżej ukosowanie 15°. charakterystyczną cechą opisanych spoin jest mały udział spoiwa w stopiwie oraz bardzo wąska swc, uwzględniając grubość spawanych blach. pomiary twardości w obszarach charakterystycznych wskazują, że nie występuje nadmierne utwardzenie swc, mimo iż nie stosowano podgrzewania wstępnego. opisana metoda może stanowić tańszą alternatywę dla hybrydowych systemów spawalniczych laser-gma. głównymi obszarami potencjalnego zastosowania spawania hybrydowego plazma-gma są: przemysł stoczniowy, przemysł maszyn i urządzeń górniczych, konstrukcje w dziedzinie energetyki, tabor kolejowy oraz duże konstrukcje motoryzacyjne. literatura [1] adamiec j., adamiec p., więcek m.: spawanie hybrydowe paneli ścian szczelnych za pomocą lasera światłowodowego, przegląd spawalnictwa 10/2007, vol. 79, s. 49-52, 2007. [2] adamiec j., gawrysiuk w., więcek m.: spawanie rur ożebrowanych laserem światłowodowym, przegląd spawalnictwa 11/2009, vol. 81, s. 82-86, 2009. [3] bober m., senkara j.: badania porównawcze napawanych plazmowo warstw niklowych z węglikami ti i cr, przegląd spawalnictwa 9/2011, vol. 83, s. 32-37, 2011. [4] jakubowski j., wysocki p., senkara j.: selektywne regeneracyjne napawanie plazmowe warstw ni-wc na tytanowe łopatki sprężarki silnika lotniczego, przegląd spawalnictwa 9/2011, vol. 83, s. 38-42, 2011. [5] pilarczyk j., banasik m. dworak j., stano s.: spawanie hybrydowe z wykorzystaniem wiązki laserowej i łuku elektrycznego, przegląd spawalnictwa 10/2007, vol. 79, s. 44-48, 2007. [6] pilarczyk j., banasik m., stano s., dworak j.: wykorzystanie laserów w badaniach i praktyce w centrum technologii laserowych, przegląd spawalnictwa 10/2008, vol. 80, s. 65-72, 2008. [7] pilarczyk j., banasik m., stano s., dworak j.: spajanie laserowe z materiałem dodatkowym i mechanicznym układem śledzenia złącza, przegląd spawalnictwa 12/2011, vol. 83 [8] szulc j., pilat z.: super-heavy duty (shd) super-mig – technologia spawania hybrydowego „plazma-mig/mag”, spajanie materiałów konstrukcyjnych, 2/2014, s.12-14, 2014. [9] włosiński w. chmielewski t.: plasma-hardfaced chromium protective coatings-effect of ceramic reinforcement on their wettability by glass, contributions of surface engineering to modern manufacturing and remanufacturing 1, s. 48-53, 2002. [10] wojno t., kędzia j., mirski z., reiner j.: hybrydowe spawanie stali 41cr4 z wykorzystaniem promieniowania laserowego i nagrzewania indukcyjnego, przegląd spawalnictwa 7/2013, vol. 85, s. 40-47, 2013. badania sfinansowano z projektu eureka nr e!pl-il/05/02/2013 dofinansowanego przez ncbir. w dniach od 14 do 16 października 2014 roku instytut spawalnictwa w gliwicach organizuje 56. konferencję naukowo-techniczną pod hasłem: „spawalnictwo zawsze można więcej”. konferencja odbędzie się równocześnie z międzynarodowymi targami spawalniczymi expowelding 2014 w centrum targowo-konferencyjnym expo silesia w sosnowcu. konferencja wraz z targami spawalniczymi jest najważniejszym wydarzeniem w branży spawalniczej w tym roku w polsce. konferencja jest objęta patronatem ministerstwa gospodarki i polskiej akademii nauk. w trzydniowym spotkaniu weźmie udział ok. 300 specjalistów, naukowców i praktyków w dziedzinie spawalnictwa i technologii pokrewnych. 201509_pspaw.pdf 6 przegląd spawalnictwa vol. 87 9/2015 ocena jakości i odporności erozyjnej powłok natryskiwanych łukowo evaluation of the quality and erosion resistance of arc sprayed coatings dr inż. artur czupryński, dr inż. aleksander lisiecki – politechnika śląska, katedra spawalnictwa, dr inż. agnieszka kurc-lisiecka – wyższa szkoła biznesu w dąbrowie górniczej, katedra transportu szynowego. autor korespondencyjny/corresponding author: artur.czuprynski@polsl.pl streszczenie w artykule przedstawiono wyniki badań odporności erozyjnej powłok natryskiwanych łukowo wybranymi stopami typu fe-cr-ti-si-mn, fe-cr-b-si-mn, ni-cr-mo-fenb, ni-wc-cr-b-c oraz nano stopem na osnowie żelaza wzmacnianym wydzieleniowo węglikiem boru fe-si-mncr-mo-nb-w-b, na płyty ze stali niestopowej astm a516, grade 55 przeznaczonej do pracy w podwyższonej temperaturze. do natryskiwania łukowego zastosowano najnowszej generacji urządzenie spawalnicze eutronic arc spray 4 zapewniające wysoką stabilność przebiegu procesu oraz użyto druty proszkowe metaliczne eutronic arc 502, eutronic arc 547, eutronic arc 595, eutronic arc 599 i endotec do*390n o średnicy 1,6 mm. natryskiwano łukowo powłoki o grubości około 0,8 mm, odznaczające się zróżnicowaną twardością oraz odpornością na zużycie erozyjne. słowa kluczowe: natryskiwanie łukowe, powłoki natryskiwane łukowo, odporność na zużycie erozyjne abstract the article presents the results of the study on erosion resistance of arc sprayed coatings made of selected alloys such as fe-cr-ti-si-mn, fe-cr-b-si-mn, ni-cr-mo-fenb, ni-wc-cr-b-c, and also nano alloy based on the iron matrix, strengthened by precipitations of boron carbide fe-si-mn-cr-mo-nb-w-b, on plates made of unalloyed steel astm a516, grade 55 designed for for operation at elevated temperature. the latest generation of welding device eutronic arc spray 4 for arc spraying was applied in the investigations, which ensure high stability of the process. cored metallic wires such as eutronic arc 502, eutronic arc 547, eutronic arc 595, eutronic arc 599 i endotec do*390n with the diameter of 1,6 mm were used as the additional material. the coating produced by arc spraying were approx. 0,8 mm thick and had different hardness as well as different erosion wear resistance. keywords: arc spray process, arc spray coatings, erosion wear resistance wstęp w ostatnich latach metalizacja natryskowa uległa znacznej popularyzacji i dynamicznemu rozwojowi, dzięki zastosowaniu coraz bardziej zaawansowanych technicznie źródeł ciepła oraz nowych niestosowanych dotąd materiałów powłokowych [1÷2]. powłoki uzyskane w procesie natryskiwania cieplnego często są ekonomicznie uzasadnionym rozwiązaniem wielu problemów występujących we współczesnym przemyśle [3÷5]. poprzez ograniczenie zużycia danego elementu zmniejsza się zarówno koszt jego użytkowania w jednostce czasu, podobnie jak intensywność uszkodzeń. dodatkowo zwiększenie trwałości zmniejsza zawodność urządzenia w jego prawidłowym działaniu. współcześnie, metodami natryskiwania cieplnego możliwe jest wykonanie wysokiej jakości powłok nanostrukuralnych np. na częściach silników samochodowych wykonanych ze stopów glinu, na stopach miedzi przeznaczonych na śruby napędowe jednostek pływających, powłok o dużej twardości, biokompatybilności, odporności na ścieranie, kawitację, poślizg, korozję, czy też powłok o określonych artur czupryński, agnieszka kurc-lisiecka, aleksander lisiecki parametrach termicznych (tzw. thermal barier coatings) lub gradientowej zmianie własności. zużywanie się mechanizmów i części maszyn można skutecznie ograniczać ale nie da się go zupełnie wyeliminować. istotnym procesem zużycia jest erozja, czyli zjawisko niszczenia powierzchni materiałów w wyniku wielokrotnych udarów strugi cieczy, gazu lub wyładowań elektrycznych. zużyciu erozyjnemu ulega 8% elementów maszyn, a zużyciu spowodowanemu jednoczesnym oddziaływaniem ścierania, erozji i kawitacji aż 14 % [6]. erozja jest bardzo niekorzystnym zjawiskiem ponieważ wywołuje degradację powierzchni materiałów w sposób trudny do przewidzenia na etapie projektowania. zużycie erozyjne występuje w przypadku, gdy element maszyny jest ścierany przez strumień cząstek mineralnych, posiadających określoną energię kinetyczną. w zależności od rodzaju cząsteczek wywołujących erozję można wyróżnić: zużycie erozyjne w strumieniu cząstek ciał stałych, zużycie erozyjne w strumieniu cieczy zawierających cząstki ciała stałego (zużycie hydrościerne) oraz zużycie erozyjne 7przegląd spawalnictwa vol. 87  9/2015 oznaczenie spoiwa skład chemiczny oraz zmierzona twardość i gęstość powłoki parametry natryskiwania natężenie prądu, a napięcie łuku, v odległość pistoletu od natryskiwanej blachy, mm eutronic arc 502 fe 15,0÷20,0%cr 2,5÷3,5%ti -1,0÷1,5%si <0,5÷1,5%mn twardość powłoki: 63 hrc gęstość powłoki: 6,50 g/cm3 200 35,0 180 eutronic arc 547 62,5%ni 22%cr 10%mo 2%fe 3,5%(nb+ti) twardość powłoki: 92 hrb gęstość powłoki: 7,20 g/cm3 200 30,0 180 eutronic arc 595 fe 25,0÷29,0%cr 3,0÷4,0%b 1,0÷2,0%si 1,0÷2,0%mn twardość powłoki: 60 hrc gęstość powłoki: 6,70 g/cm3 200 33,0 180 eutronic arc 599 ni wc cr b c (szczegółowy skład chemiczny zastrzeżony przez producenta) twardość osnowy: 550 hv (52hrc) twardość wc: 2400 hv gęstość powłoki: 8,85 g/cm3 200 30,0 180 endotec do*390n fe <5%c <2,0%si <5,0%mn -<20,0%cr <10,0%mo <10,0%nb <10,0%w <5,0%b twardość powłoki: 69 hrc gęstość powłoki: 6,50 g/cm3 160 30,0 180 uwaga: druty proszkowe metaliczne o średnicy 1,6 mm. temperatura podgrzewania wstępnego blach 40 °c. ciśnienie powietrza atomizującego 5,5 bar. tablica i. oznaczenie, skład chemiczny, twardość, gęstość i parametry natryskiwania łukowego próbek do badań odporności na zużycie erozyjne table i. designation, chemical composition, hardness, density and parameters of arc spraying of the samples for erosion wear tests rys. 1. urządzenie do natryskiwania łukowego eutronic arc spray 4 wyposażone w ręczny pistolet gun 4 oraz przebieg procesu natryskiwania płyt próbnych fig. 1. the device for arc spraying eutronic arc spray 4 equipped with handheld torch gun 4 and a view of the process of arc spraying of test plates w strumieniu cieczy (zużycie hydroerozyjne) [7]. erozja jest zjawiskiem które bardzo często występuje w transporcie pneumatycznym i w silnikach samolotowych, a wspólne działanie erozji oraz kawitacji, można zauważyć w przypadku turbin wodnych, rurociągów oraz na powierzchni silnikowych tulei cylindrowych. głównymi skutkami erozji są straty ekonomiczne, które wynikają z konieczności wymiany i regeneracji urządzenia. w przemyśle lotniczym zużycie erozyjne może spowodować bezpośrednie zagrożenie dla życia pasażerów. erozja materiałów powoduje zmianę geometrii elementów, co skutkuje skróceniem ich trwałość. jednym ze sposobów zapobiegania zużycia w wyniku działania erozji jest nanoszenie powłok o odpowiedniej odporności erozyjnej. cel i przebieg badań celem przeprowadzonych badań było zbadanie i porównanie odporności erozyjnej powłok natryskiwanych łukowo, drutami proszkowymi metalicznymi eutronic arc 502, eutronic arc 547, eutronic arc 595, eutronic arc 599 i endotec do*390n o średnicy 1,6 mm, tablica i, na płyty wykonane ze stali niestopowej astm a516, grade 55 przeznaczonej do pracy w podwyższonej temperaturze, tablica ii. w oparciu o pn-en iso 14923:2005 [8] oraz wstępnie ustalone optymalne parametry procesu, dla każdego ze stosowanych materiałów dodatkowych, przeprowadzono próby natryskiwania łukowego powłok o grubości ok. 0,8 mm. próby wykonano w pozycji naściennej na stanowisku produkcyjnym wyposażonym w urządzenie do natryskiwania łukowego eutronic arc spray 4 oraz ręczny pistolet do natryskiwania gun 4, rysunek 1. płyty stalowe o wymiarach 200x200x10 mm bezpośrednio przed procesem natryskiwania poddano śrutowaniu i wstępnie podgrzano palnikiem gazowym do temperatury około 40 °c. a) b) 8 przegląd spawalnictwa vol. 87 9/2015 oznaczenie blach c mn si p s cr ni b mo astm a516 gr. 55 0,18 0,9 0,4 0,035 0,035 hardox 400 0,14 1,6 0,7 0,025 0,010 0,50 0,25 0,004 0,25 uwaga: grubość blachy astm a516, grade 55 10,0 mm. grubość blachy hardox 400 10,0 mm. tablica ii. skład chemiczny blachy natryskiwanej łukowo drutami proszkowymi metalicznymi i blachy hardox 400 – materiału odniesienia w badaniach odporności na zużycie erozyjne table ii. the chemical composition of steel plate substrate which was arc sprayed by the cored metallic wires and composition of the hardox 400 steel – reference material used comparison of erosion wear tests ilościowej oceny odporności na zużycie erozyjne powłok natryskiwanych łukowo wybranymi stopami typu fe-cr-tisi-mn (eutronic arc 502), fe-cr-b-si-mn (eutronic arc 547), ni-cr-mo-fe-nb (eutronic arc 595), ni-wc-cr-b-c (eutronic arc 599) oraz nano stopem na osnowie żelaza wzmacnianym wydzieleniowo węglikiem boru fe-si-mn-cr-mo-nb-w-b rys. 2. stanowisko do badań odporności na zużycie erozyjne zgodnie z normą astm g 76-2: a) widok ogólny: 1 zbiornik na erodent, 2 reduktor butli z powietrzem, 3 pokrętło regulujące odległość dyszy od powierzchni próbki, 4 komora pomiarowa urządzenia strumieniowo-powietrznego, 5 okienko wizyjne do sprawdzania poziomu erodentu w zbiorniku, 6 okienko wizyjne do sprawdzania ciągłości podawania erodentu do strumienia powietrza, 7 rotametr, 8 zespół sterowania i regulacji, b) widok wnętrza komory pomiarowej urządzenia strumieniowo-powietrznego fig. 2. the stand for erosion wear tests in accordance to astm g 76-2 standard: a) a general view: 1 – the container for erodent, 2 – the pressure reducer of the air cylinder, 3 – the knob for adjusting the distance between the nozzle tip and the test surface, 4 – the chamber of the erosion tester, 5 – the inspection window for checking of the erodent level, 6 the inspection window for checking the erodent flow into the air jet, 7 – rotameter, 8 – control unit, 9 – the inner view of the chamber (endotec do*390n) oraz stali hardox 400 dokonano w oparciu o normę astm g 76-2 [9], rysunek 2, wykonano badania odporności erozyjnej na próbkach o wymiarach 70x25x10 mm. przed przystąpieniem do badań odporności na zużycie erozyjne aparaturę badawczą, zgodnie z zaleceniami normy astm g 76-2, poddano kalibracji ustalając natężenie przepływu strumienia czynnika erozyjnego tlenek aluminium (al2o3) oraz erozyjny ubytek masy na próbce wzorcowej wykonanej ze stali aisi 1020. badania odporności na zużycie erozyjne powłok natryskiwanych łukowo wytypowanymi drutami proszkowymi metalicznymi oraz stali hardox 400 przeprowadzono dla kąta padania czynnika erozyjnego względem powierzchni próbki wynoszącego 90°, tablicy iii. weryfikacji grubości oraz oceny porowatości wykonanych powłok dokonano na podstawie badań mikroskopowych zgładów metalograficznych trawionych w nitalu, rysunek 3 i 4. rys. 3. widok próbek po badaniach mikroskopowych oraz badaniach odporności erozyjnej powłok natryskiwanych łukowo wytypowanymi drutami proszkowymi metalicznymi oraz stali hardox 400 przeprowadzonych dla kąta padania erodentu wynoszącego 90° fig. 3. a view of samples after microscope observations and erosion wear test of arc sprayed coatings by selected cored metallic wires and the hardox 400 steel conducted at the erodent incident angle of 90° eutronic arc 502 (fe-cr-ti-si-mn) eutronic arc 547 (fe-cr-b-si-mn) eutronic arc 595 (ni-cr-mo-fe-nb) eutronic arc 599 (ni-wc-cr-b-c) 9przegląd spawalnictwa vol. 87  9/2015 rys. 4. widok próbek po badaniach mikroskopowych oraz badaniach odporności erozyjnej powłok natryskiwanych łukowo wytypowanymi drutami proszkowymi metalicznymi oraz stali hardox 400 przeprowadzonych dla kąta padania erodentu wynoszącego 90° fig. 4. a view of samples after microscope observations and erosion wear test of arc sprayed coatings by selected cored metallic wires and the hardox 400 steel conducted at the erodent incident angle of 90° eutronic do*390n (fe-si-mn-cr-mo-nb-w-b) hardox 400 rys. 5. porównanie odporności erozyjnej powłok natryskiwanych łukowo wytypowanymi drutami proszkowymi metalicznymi oraz stali hardox 400 przeprowadzonej dla kąta padania erodentu wynoszącego 90° fig. 5. the comparison of erosion wear resistance of arc sprayed coatings by selected cored metallic wires and the hardox 400 steel conducted at the erodent incident angle of 90° oznaczenie próbki numer próbki ubytek masowy, g szybkość erozji, g/min ubytek objętościowy, mm3 odporność na zużycie erozyjne, 0,001mm3/g wg astm g76-2 średnia odporność zużycie erozyjne, 0,001mm3/g względna odporność erozyjna* eutronic arc 502 502-1 0,0123 0,00123 1,89231 93,44729 94,00 0,43502-2 0,0125 0,00125 1,92308 94,96676 502-3 0,0123 0,00123 1,89231 93,44729 eutronic arc 547 547-1 0,0109 0,00109 1,51389 74,75995 77,05 053547-2 0,0117 0,00117 1,62500 80,24691 547-3 0,0111 0,00111 1,54167 76,13169 eutronic arc 595 595-1 0,0097 0,00097 1,44776 71,49438 74,69 0,55595-2 0,0105 0,00105 1,56716 77,39082 595-3 0,0102 0,00102 1,52239 75,17966 eutronic arc 599 599-1 0,0145 0,00145 1,63842 80,90953 81,10 0,50599-2 0,0147 0,00147 1,66102 82,02553 599-3 0,0144 0,00144 1,62712 80,35154 endotec do*390n 390-1 0,0148 0,00148 2,27692 112,4406 111,93 0,36390-2 0,0147 0,00147 2,26154 111,6809 390-3 0,0145 0,00147 2,26154 111,6809 hardox 400 400-1 0,0065 0,00065 0,82592 40,78623 40,79 1,0400-2 0,0066 0,00066 0,83863 41,41371 400-3 0,0064 0,00064 0,81321 40,15875 uwaga: szybkość erozji, [g/min] = ubytek masowy próbki, [g] / czas ekspozycji, [min]; ubytek objętościowy [mm3] = ubytek masowy próbki, [g] / gęstość powłoki [g/mm3]; odporność na zużycie erozyjne, 0,001mm3/g = ubytek objętościowy próbki, [mm3] / całkowita masa erodentu użytego w próbie, [g]. parametry próby erozyjnej: prędkość erodentu 70 2 m/s, temperatura 20 °c, erodent al2o3, rodzaj gazu transportującego sprężone powietrze, nominalny wymiar cząstek erodentu 45÷70 μm, ilość podawanego erodentu 2,0 0,5 g/min, czas próby 10 min, odległość pomiędzy dyszą a próbką 10 mm, gęstość powłoki natryskiwanej przyjęto z tabl. 1, gęstość stali hardox 400 7,87 g/cm3, masa erodentu użytego w próbie 20,25 g. * wynik odniesiono do próbek wykonanych z płyty stalowej hardox 400 tablica iii. wyniki badań odporności na zużycie erozyjne powłok natryskiwanych łukowo wytypowanymi drutami proszkowymi metalicznymi w odniesieniem do odporności na zużycie erozyjne stali hardox 400 przeprowadzonych zgodnie z normą astm g 76-2 table iii. the results of erosion wear tests of arc sprayed coatings by selected cored metallic wires compared to the erosion resistance of hardox 400 steel, conducted in accordance to astm g 76-2 standard 10 przegląd spawalnictwa vol. 87 9/2015 wnioski natryskiwanie łukowe, drutami proszkowymi z rdzeniem metalicznym gatunku eutronic arc 502 (fe-cr-ti-si-mn), eutronic arc 547 (fe-cr-b-si-mn), eutronic arc 595 (ni-cr-mo-fe-nb), eutronic arc 599 (ni-wc-cr-b-c) oraz endotec do*390n (fe-si-mn-cr-mo-nb-w-b) o średnicy 1,6 mm, stali niestopowej astm a516, grade 55, zapewnia wykonanie wysokiej jakości powłok o zróżnicowanej gęstości, tablica i. największą gęstość 8,85 g/cm3 odnotowano dla powłoki wykonanej spoiwem eutronic arc 599, a najmniejszą gęstość 6,50 g/cm3 zmierzono dla powłok natryskiwanych drutami proszkowymi eutronic arc oraz 502endotec do*390n. wszystkie powłoki charakteryzowały zróżnicowaną chropowatością, dużą równomiernością na całej powierzchni i w przybliżeniu jednakową grubością wynoszącą około 0,8 mm. badanie wizualne prowadzone na zgładach metalograficznych prostopadłych do wykonanych powłok wykazały, że największą porowatością odznaczały się powłoki natryskiwane drutami proszkowymi eutronic arc 502 i endotec do*390n, ilość pustek występujących w powłokach była zbliżona, jednakże wielkość pustek zaobserwowanych w powłoce endotec do*390n była znacznie większa, rysunek 3. minimalną ilość i wielkość pustek zidentyfikowano w powłoce wykonanej spoiwem eutronic arc 547. powłoka natryskiwana nano stopem na osnowie żelaza wzmacnianym wydzieleniowo węglikiem boru fe-si-mn-cr-mo-nb-w-b (endotec do*390n) pomimo bardzo wysokiej twardości wynoszącej na powierzchni około 69 hrc odznaczała się najniższą odpornością na zużycie erozyjne wynoszącą 36% odporności na zużycie erozyjne stali hardox 400. podobnie jak powłoka natryskiwana łukowo spoiwem eutronic arc 502 (fe-cr-ti-si-mn), która przy twardości powierzchni zewnętrznej wynoszącej 63 hrc wykazywała tylko nieznacznie wyższą odporność na zużycie erozyjne, tablica iii, rysunek 4. odporność na zużycie erozyjne tej warstwy była o 7% wyższa niż odporność na zużycie erozyjne powłoki endotec do*390n. powłoki metalizowane łukowo drutami proszkowymi eutronic arc 547 oraz eutronic arc 599 wykazywały niemal dwukrotnie niższą odporność na zużycie erozyjne niż stal hardox 400. najwyższą względną odpornością na zużycie erozyjne z pośród wszystkich badanych powłok wyróżniała się powłoka wykonana spoiwem eutronic arc 595, która przy twardości 60 hrc osiągnęła 55% odporności na zużycie erozyjne stali hrdox 400. literatura [1] poole ch. p. jr, ownes f. j. introduction to nanotechnology, wiley, 2003, pages 1-8. [2] wilson m., kanangara k., smith g., simmons m., raguse b. nanotechnology: basic sciences and emerging technologies, overseas press, 2005. [3]. bobzin k., wielage b., drzeniek h.: natryskiwanie cieplne – rozwój, potencjał, rynki, przegląd spawalnictwa, nr 9/2009, s. 4-10. [4]. dorfman m.r: thermal spray processes. advanced materials & processes, vol. 160, ohio 2002, 47-49. [5]. luding r., thorpe r.: electric arc spray coatings increase cost and reliability of power generation systems, advanced materials & processes, vol. 171, ohio 2013, 46-48. [6] adamiec p., dziubiński j.: wytwarzanie i właściwości warstw wierzchnich elementów maszyn transportowych, wydawnictwo politechniki śląskiej. gliwice 2005. [7] gierek a.: zużycie tribologiczne, wydawnictwo politechniki śląskiej, gliwice 2005. [8] pn-en iso 14923:2005 ,,natryskiwanie cieplne -charakterystyka i badanie powłok natryskiwanych cieplnie”. [9] astm g 76-2 „standard test method for conducting erosion test by solid particle impingement using gas jets”. 201305_pspaw_2u5a.pdf 26 przegląd spawalnictwa 5/2013 jacek słania andrzej kostańczyk uszkodzenia komór i kolektorów kotłów parowych – badania diagnostyczne failure of chambers and collectors of steam boilers  – diagnostic tests dr hab. inż. jacek słania, prof. pcz – politechnika częstochowska, mgr inż. andrzej kostańczyk – urząd dozoru technicznego. streszczenie w artykule przedstawiono przyczyny i objawy uszkodzenia komór i kolektorów parowych. zaprezentowano stosowane badania diagnostyczne komór kotłów parowych. przedstawiono częstotliwość i metody badań diagnostycznych. omówiono sposoby zapobiegania uszkodzeniom. przedstawiono wymagania rozporządzenia ministra gospodarki, pracy i polityki społecznej z 9 lipca 2003 r. w sprawie warunków technicznych dozoru technicznego w zakresie eksploatacji niektórych urządzeń ciśnieniowych w toku eksploatacji. abstract the causes and the symptoms of the chambers’ and the steam collectors failures were presented. moreover, the authors shown commonly used diagnostic tests of the steam boilers’ chambers. in the following article the methods and the frequency of diagnostic tests were also specified. the ways of preventing damage were described. the requirements of the regulation of the minister of economy, labour and social policy on 9th july 2003 about technical requirements of an engineering supervision referring to the operation of some pressure machines in use were also presented. wstęp przyczyną zużywania się elementów urządzenia energetycznego podczas długotrwałej eksploatacji jest działanie różnych czynników, takich jak: wysoka temperatura, wysokie ciśnienie, wzrost naprężeń, zmęczenie cieplne materiału, pełzanie (praca w temperaturze wyższej od obliczeniowej), starzenie materiału, erozja, korozja itp. [1÷5]. zostały one szczegółowo przedstawione w pierwszej części publikacji [7]. dlatego niezbędne są badania diagnostyczne i profilaktyczne w szerokim zakresie, które umożliwiają ocenę stanu technicznego urządzeń, wcześniejsze wykrycie i naprawę uszkodzeń lub wymianę zużytych elementów. badania te zapobiegają również groźnym w skutkach awariom i nieplanowanym postojom urządzeń. uszkodzenia w komorach ekranowych można wykrywać badaniami magnetyczno-proszkowymi i wizualnie, a w komorach przegrzewaczy – przez badania magnetyczno-proszkowe ultradźwiękowe, badania wizualne z wykorzystaniem endoskopu; prowadzi się również pomiary owalizacji otworów oraz pomiary strzałki ugięcia komór. zależnie od otrzymanych wyników określa się okres specjalnego nadzoru, w którym prowadzone są specjalistyczne badania stanu technicznego komór. badania diagnostyczne komór kotłów parowych podczas okresowych badań diagnostycznych komór w wielu miejscach na powierzchni zewnętrznej, a szczególnie wewnętrznej, są wykrywane pęknięcia. pęknięcia te z reguły wypełnione są tlenkami i mają charakter śródkrystaliczny. wewnątrz pęknięć znajdują się wysepki wolnego metalu. ten proces niszczenia nosi nazwę zmęczenia korozyjnego i zachodzi 27przegląd spawalnictwa 5/2013 w przypadku jednoczesnego działania naprężeń zmiennych przekraczających granicę plastyczności i czynnika agresywnego. czynnikiem agresywnym może być woda kotłowa, para wodna i kondensat. w miejscu powstałego pęknięcia zmęczeniowego niechroniony metal podlega korozji elektrochemicznej. powstające produkty korozji wytwarzają warstwę ochronną, która ulega jednak uszkodzeniu pod wpływem działania naprężeń zmiennych, przekraczających jej wytrzymałość. naprzemienne działanie tych dwóch procesów powoduje w niej uszkodzenia, które można podzielić na trzy grupy: – powodujące natychmiastową wymianę elementu (10%), – wymagające natychmiastowej naprawy (40%), – nadające się do naprawy podczas najbliższego remontu. większość uszkodzeń komór wykrywa się w czasie okresowych badań diagnostycznych. przeważająca liczba uszkodzeń spowodowana jest pęknięciami: – krawędzi i otworów oraz mostków międzyotworowych, – spoin pachwinowych króćców, – spoin obwodowych denek. do uszkodzenia może też dojść wskutek: – cyklicznie nagromadzonego odkształcenia w wyniku sumowania się naprężeń. zniszczenia w postaci pęknięć równoległych do osi komory umiejscowione są na krawędziach otworów i na mostkach międzyotworowych; – cyklicznie nagromadzonego odkształcenia na krawędziach otworów; – cyklicznego odkształcenia sprężystego lub plastycznego na dolnych tworzących komory. uszkodzenie z reguły ma postać trwałego ugięcia komory. grubości ścianek komór liczone są z uwzględnieniem naprężeń obwodowych i granicy plastyczności w podwyższonej temperaturze (reto) lub wytrzymałości czasowej (rzto). dane literaturowe oraz doświadczenia zebrane w krajowej energetyce potwierdzają, że bez względu na przepracowaną przez komory liczbę godzin wpływ na powstawanie uszkodzeń spowodowanych zmęczeniem wytrzymałościowym lub małocyklicznym wywołanym nadmiernymi szybkościami zmian temperatury ścianki metalu w stanach nieustalonych występuje bardzo rzadko. przyczyną powstawania naprężeń zmiennych powodujących uszkodzenia są z reguły termoszoki (udary cieplne będące przyczyną nagrzewania, schładzania przy nagłej zmianie temperatury czynnika). udar cieplny występuje wówczas, gdy współczynnik przejmowania ciepła między czynnikiem a elementem α → ∞, bo wtedy ogrzewane – schładzane włókna ścianki elementu szybko osiągają temperaturę czynnika, zanim dalsze warstwy ścianki zdążą zmienić swą temperaturę. w ten sposób w ściance powstają naprężenia cieplne mogące przekraczać znacznie granicę plastyczności metalu (ret), a szczególnie warstwy ochronnej. przyczyną powstawania termoszoków w komorach z reguły jest kontakt metalu z czynnikiem, którego temperatura znacznie różni się od temperatury ścianki. termoszoki poniżej omówiono głowne przyczyny ich powstawania: 1) gromadzenie się schłodzonego kondensatu w wężownicach, który przy uruchomieniu kotła ze stanu gorącego wraz ze wzrostem ciśnienia wtłaczany jest do komory, co znacznie ochładza jej dolną część, a szczególnie krawędzie otworów (pęknięcie podłużne, rys. 1). rys. 2. grubościenne komory przegrzewaczy. pęknięcie obwodowe na mostkach komory przegrzewaczy [8] fig. 2. thick–walled chambers of superheaters. circuital cracks at the bridges of the superheaters’ chamber [8] 2) niewłaściwa konstrukcja komory, zbyt mała grubość mostków obwodowych, co powoduje wzrost naprężeń osiowych wywołanych szybkimi zmianami temperatury w stosunku do pozostałych części komory (pęknięcia mostków obwodowych, rys. 2). 3) gromadzenie się kondensatu na dolnych tworzących komory, a szczególnie przy dnach oraz miejscach zmiany średnicy wewnętrznej, np. przy spoinach obwodowych (deformacje i pęknięcia spoin denek – rys. 3 oraz siatka pęknięć w miejscach zmiany średnic – rys. 4). rys. 1. komory przegrzewaczy ekranów podgrzewaczy wody. pęknięcia podłużne przy krawędziach otworów [8] fig. 1. chambers of water superheaters’ screens. longitudinal cracks by the edges of inlets [8] 28 przegląd spawalnictwa 5/2013 4) gromadzenie się kondensatu w rurociągach pracujących okresowo (odwodnienia, odpowietrzenia, pomiar ciśnienia), który przy spadku ciśnienia (wzrost obciążenia) jest wsysany do komory i schładza krawędzie otworów (pęknięcia promieniowe na krawędziach otworów, rys. 5). 5) nagła zmiana wydajności kotła powodująca duży wzrost ilości ciepła doprowadzanego do kotła i nie nadążająca za nim prędkość przepływu czynnika przy ponownym spadku obciążenia, co wywołuje schładzanie dolnej części komory (pęknięcia wzdłużne w dolnej części komory). 6) wykonywanie próby ciśnieniowej po naprawach doraźnych na niewystudzonym kotle, co wywołuje schłodzenie krawędzi otworów/wężownic i rurociągów komunikacyjnych (pęknięcia wzdłużne w pobliżu otworów). 7) niesprawność schładzaczy wtryskowych lub ich praca na maksymalnej wydajności przy niskich wydajnościach kotła, co powoduje schładzanie ścianek które komór – przenoszenie kropelek wody (siatka pęknięć – rys. 6). 8) uruchamianie kotła na pełnej wydajności zaworów regulacyjnych na rurociągach wody zasilającej, które powoduje schładzanie ścianek komór wlotowych podgrzewacza wody (pęknięcia podłużne w pobliżu otworów). 9) powrót kondensatu z rurociągów – przewodów pracujących okresowo (pęknięcia promieniowe na krawędzi otworów, rys. 5). rys. 5. komory przegrzewaczy schładzacza. krawędzie przewodów pracujących okresowo (odwodnienia-odpowietrzenia itp.). pęknięcia promieniowe [8] fig. 5. the chambers of superheaters’ attemperator. the edges of pipes working periodically (dehydration, air release etc.). radial cracks [8] rys. 4. komory przegrzewaczy. siatka pęknięć w miejscach zmiany średnic [8] fig. 4. the chambers of superheaters. the net of cracks in the areas of the diameter change [8] rys. 3. dna komór cienkościennych. pęknięcia denek i spoin [8] fig. 3. the areas of bottoms of thin-walled chambers. the bottoms and the welds cracks [8] rys. 6. schładzacze wtryskowe. pęknięcia podłużne w strefie niesprawnej dyszy wtryskowej [8] fig. 6. injection attemperators. longitudial cracks in the areas of the failure injection nozzle [8] tablica i. zalecana częstotliwość i metody badań diagnostycznych [5] table i. recommended methods and the frequency of diagnostic testskomór kotłów parowych [5] typ badania czas wykonywania badań przegląd powierzchni wewnętrznej po każdych przepracowanych max. 50 000 h badania fluoromagnetyczne spoin głównych i kątowych po 100 000 h, a następnie każdych max. 50 000 h ultradźwiękowe pomiary grubości ścianki jednorazowo pomiary ugięcia dotyczy komór pracujących powyżej temperatury granicznej po każdych przepracowanych max. 50 000 h repliki i pomiary twardości po 100 000 h, a następnie każdych max. 50 000 h pomiary odkształceń średnicy po każdych przepracowanych max. 50 000 h 29przegląd spawalnictwa 5/2013 tablica ii. podstawowe przyczyny i objawy uszkodzeń komór [5] table ii. the basic causes and symptoms of the chambers’ failure [5] komora miejsce uszkodzenia objawy uszkodzenia przyczyny uszkodzenia prawdopodobieństwo uszkodzenia podgrzewacz wody komora wlotowa krawędzie otworów od wewnątrz pęknięcia promieniowe niska temp. wody zasilającej średnie parownik komory wlotowe krawędzie otworów od zewnątrz pęknięcia promieniowe termoszok, niska temp. wody przy napełnianiu do próby wodnej małe przegrzewacz komory wlotowe i wylotowe krawędzie otworów od wężownic pęknięcia podłużne wahanie obciążenia kotła średnie pęknięcia obwodowe niewłaściwa konstrukcja małe krawędzie otworów odwodnień, odpowietrzeń, pomiaru ciśnienia pęknięcia promieniowe powrót kondensatu z rurociągów, wtłaczanie zimnego kondensatu z wężownic do komór, uruchamianie ze stanu gorącego duże króćce, spoiny, dna pęknięcia obwodowe dodatkowy moment zginający, zmiana wydłużenia cieplnego małe schładzacze wtryskowe ścianka wewnętrzna w pobliżu dysz siatka pęknięć niesprawne urządzenie wtryskowe średnie jak już wspomniano, w większości przypadków wszystkie wykrywane nieciągłości są spowodowane zmęczeniem korozyjnym. aby uniknąć powstania nieszczelności, omawiane komory powinny być poddawane okresowym badaniom nieniszczącym. typowy zakres i częstotliwość badań diagnostycznych komór podano w tablicy i, a podstawowe przyczyny i objawy uszkodzeń komór w tablicy ii. zapobieganie uszkodzeniom kotła – unikać nagłych zmian wydajności kotła. – na rurociągach pracujących okresowo (odwodnienie itp.) wszelkie zamknięcia zabudowywać jak najbliżej komory, – króćce odpowietrzeń oraz do pomiaru ciśnienia wykonać w postaci tzw. kielichowej z wewnętrzną osłonę chroniącą otwór komory przed nagłym schłodzeniem, – w miarę możliwości wymienniki regeneracyjne włączać już we wczesnej fazie obciążenia bloku. – podczas dłuższych postojów bloku stosować konserwację całego układu wodno-parowego kotła. – odkształcone komory w miejscach maksymalnego ugięcia zaopatrzyć w dodatkowe odwodnienia lub w miarę możliwości prostować je. trzeba też wykonywać okresowe badania diagnostyczne pozwalające na dokonanie oceny stanu badanych elementów oraz zachodzących w nich procesów zniszczenia [5]. podsumowanie do najbardziej krytycznych elementów kotła należą komory, a w nich najczęściej ulegają uszkodzeniom wylotowe komory przegrzewaczy pary świeżej i wtórnie przegrzanej. przyczyny i objawy uszkodzeń zestawiono w tablicy ii. opisane tam procesy mogą prowadzić do pęknięć, odkształceń otworów i średnicy komory, ubytków grubości czy ugięcia komory. niezbędna jest zatem okresowa kontrola i sprawdzenie stanu technicznego kotłów i komór. według rozporządzenia ministra gospodarki, pracy i polityki społecznej z 9 lipca 2003 r. w sprawie warunków technicznych dozoru technicznego w zakresie eksploatacji niektórych urządzeń ciśnieniowych w czasie eksploatacji przeprowadza się następujące badania techniczne: rewizje wewnętrzne, próby ciśnieniowe, rewizje zewnętrzne. rewizja wewnętrzna obejmuje ocenę wizualną stanu ścianek urządzenia ciśnieniowego, jego połączeń rozłącznych i nierozłącznych oraz osprzętu zabezpieczającego i ciśnieniowego. w technicznie uzasadnionych przypadkach ocena wizualna może być uzupełniona innymi badaniami. w rozporządzeniu tym są również określone wymagania co do rewizji wewnętrznych komór: komory o średnicy większej niż 160 mm kotłów parowych o wydajności pary nie mniejszej niż 100 t/h poddaje się rewizji wewnętrznej nie rzadziej niż co: 1) 10 lat – w przypadku temperatury dopuszczalnej td ≥ +500°c; 2) 15 lat – w przypadku temperatury dopuszczalnej +350°c ≤ td < +500°c; 3) 20 lat – w przypadku temperatury dopuszczalnej td < +350°c. terminy badań określone w rozporządzeniu są terminami minimalnymi i dlatego w celu utrzymania wysokiej niezawodności kotłów zalecane jest prowadzenie okresowych badań diagnostycznych z wykorzystaniem badań nieniszczących, które umożliwiają dokładniejszą ocenę stanu technicznego, w wyniku czego otrzymamy możliwość monitorowania procesów niszczenia, które zachodzą w komorach [6]. 30 przegląd spawalnictwa 5/2013 literatura [1] hernas a., dobrzyński j.: trwałość i niszczenie elementów kotłów i turbin parowych. wydawnictwo politechniki śląskiej, 2003. [2] dobosiewicz j., zbroińska-szczechura e.: uszkodzenie komór przegrzewaczy kotłów parowych – energetyka – nr 3, 1993. [3] dobosiewicz j.: ugięcie komór parowych – energetyka – nr 10, 1995. [4] zbroińska-szczechura e.: uszkodzenia płaskich den komór z rowkami odciążającymi przegrzewaczy kotłów. – energetyka – nr 6, 2005. [5] zbroińska-szczechura e., dobosiewicz j.: badania diagnostyczne komór kotłów parowych – dozór techniczny – nr 2, 2004. [6] rozporządzenie ministra gospodarki, pracy i polityki społecznej z dnia 9 lipca 2003 r. w sprawie warunków technicznych dozoru technicznego w zakresie eksploatacji niektórych urządzeń ciśnieniowych. [7] słania j., kostańczyk a.: uszkodzenia komór i kolektorów kotłów parowych – przyczyny powstawania. przegląd spawalnictwa (publikacja złożona do druku). [8] dobosiewicz j.: ocena ryzyka niezawodnej eksploatacji komór przegrzewaczy kotłów parowych – dozór techniczny – nr 3, 2009. 201306_pspaw_5i5a.pdf 60 przegląd spawalnictwa 6/2013 dariusz fydrych grzegorz rogalski włodzimierz walczak wpływ cyklu cieplnego na właściwości zgrzewanych wybuchowo złączy stal-aluminium the effect of thermal cycle on properties of explosion  welded steel-aluminum joints dr inż. dariusz fydrych, dr inż. grzegorz rogalski, prof. dr hab. inż. włodzimierz walczak – politechnika gdańska. streszczenie w artykule omówiono budowę, właściwości oraz technologię wytwarzania trójwarstwowych łączników zgrzewanych wybuchowo typu stal-stop aluminium almg. w łącznikach tego typu występuje połączenie stali z aluminium, które decyduje o ich właściwościach eksploatacyjnych. szczególną uwagę zwrócono na proces spawania łączników, który może być przyczyną znaczącego spadku wytrzymałości złączy stal-aluminium. przedstawiono wyniki badań właściwości mechanicznych (wytrzymałości na odrywanie oraz mikrotwardości) newralgicznego obszaru złączy zgrzewanych wybuchowo po obróbce cieplnej. na ich podstawie podjęto próbę wyjaśnienia mechanizmów decydujących o zmniejszaniu wytrzymałości połączenia stal-aluminium pod wpływem oddziaływania cyklu cieplnego. abstract the article presents the construction, properties and manufacturing technology of explosion welded threelayer steel-aluminum alloy almg transition joints. in this type of connectors, joining of steel and aluminum occurs, which determines their exploitation properties. particular attention has been given to the process of welding of transition joints, which may cause a significant decrease in the strength of steel-aluminum welds. the results of tests of mechanical properties (ram tensile strength and microhardness) of vulnerable area of explosion welded joints after heat treatment were shown. on their basis an attempt was made to elucidate the mechanisms affecting the reduction of strength of the steel-aluminum welds due to the thermal cycle. wstęp łączniki typu stal-stop aluminium (np. stal-alalmg4,5mn) uzyskane metodą zgrzewania wybuchowego przeznaczone są m.in. do łączenia nadbudówek i pokładów ze stopów aluminium z różnymi gatunkami stali. podstawową trudnością przy wykonywaniu takich bimetali jest wąski zakres parametrów zgrzewania, w którym uzyskać można złącza o wymaganych właściwościach. bezpośrednie zgrzewanie wybuchowe stali ze stopami almg o zawartości magnezu powyżej 1,5% do tej pory nie dało zadowalających wyników. otrzymane bimetale cechowały się rozwarstwieniami, które prawdopodobnie były efektem parowania magnezu z nadtopionej powierzchni stopu [10]. z tego powodu podczas zgrzewania stali ze stopami almg stosuje się przekładkę pośredniczącą z aluminium. dzięki takiej technologii otrzymuje się połączenie o falistej budowie oraz bardzo dobrych właściwościach. wysoką jakość łączników potwierdzają świadectwa towarzystw klasyfikacyjnych [10-12]. w porównaniu z tradycyjnym dwurzędowym połączeniem nitowanym łączniki wykazują większą wytrzymałość doraźną (ok. dwukrotnie) i zmęczeniową (ponad pięciokrotnie). ponadto przewyższają połączenia nitowane odpornością na korozję (przy zastosowaniu odpowiednich powłok malarskich nie stwierdzono ubytków), mniejszą o ok. 30÷50% pracochłonnością i znacznie mniejszą uciążliwością wykonania [10]. zgrzewanie wybuchowe połączenia stal-almg4,5mn z przekładką aluminiową realizuje się przy równoległym ustawieniu zgrzewanych blach. można zgrzewać jednocześnie trzy blachy albo nastrzeliwać kolejno aluminium na stal, a potem stop almg4,5mn 61przegląd spawalnictwa 6/2013 na otrzymany bimetal. pierwszy sposób jest bardziej ekonomiczny, ale trudniejszy do opanowania. powierzchnie kontaktowe płyt stalowych powinny być obrobione przy użyciu obróbki skrawaniem, a powierzchnie płyt aluminiowych należy wytrawić kwasem fluorowodorowym w celu usunięcia warstwy tlenków. otrzymane płyty wymagają prostowania, ponieważ ich ugięcie dochodzi do 30 mm. na rysunku 1 przedstawiono kolejne etapy przygotowania stanowiska do jednoczesnego zgrzewania wybuchowego trzech blach (stal-aluminium-stop aluminium). podczas spawania łączników istnieje niebezpieczeństwo, że w wyniku oddziaływania cyklu cieplnego spawania połączenie stal-aluminium będzie nagrzewać się do wysokich temperatur, co może niekorzystnie wpłynąć na jego właściwości wytrzymałościowe [1÷3, 6÷12]. w wyniku oddziaływania ciepła w miejscu styku stali z aluminium tworzy się warstwa związków międzymetalicznych. warstwa ta składa się przede wszystkim ze związku teal3, a także feal, fe2al5, fe2al7, feal2, które odznaczają się wysoką twardością (740÷900 hv) i kruchością. szerokość warstwy granicznej wynosząca od kilku do 100 µm zależy od temperatury złącza i czasu jej oddziaływania [10]. wykresy na rysunkach 2 i 3 ilustrują wyniki dotychczasowych badań. rysunek 2 przedstawia wykresy, na podstawie których sugerowano przyjęcie temperatury 315°c jako temperatury granicznej, powyżej której nie powinno być nagrzane połączenie stal-aluminium podczas spawania. wykres z rysunku 3 przedstawia wyniki badań przeprowadzonych w katedrze technologii materiałów maszynowych i spawalnictwa pg, na podstawie których również zasugerowano przyjęcie temperatury 315°c. z wyżej podanych przyczyn technologia spawania łączników z bimetalu podyktowana jest przez konieczność stosowania jak najniższej energii liniowej spawania [12]. łączniki uzyskiwane metodą zgrzewania wybuchowego znalazły już stosunkowo szerokie zastosowanie. jednak analiza literatury dotyczącej zagadnienia zależności wytrzymałości na odrywanie od temperatury maksymalnej spawania lub wygrzewania nasuwa jednak pewne wątpliwości. odnoszą się one zwłaszcza do przyjmowania temperatury 315°c jako temperatury granicznej, której nie powinno przekroczyć połączenie stal-aluminium. wydaje się, że wnioski takie sformułowano na skutek nieco bezkrytycznego przyjmowania rozrostu warstwy związków międzymetalicznych typu femaln jako jedynego mechanizmu odpowiedzialnego za spadek wytrzymałości połączeń stal-aluminium pod wpływem oddziaływania ciepła. szczegółowa analiza dotychczasowych badań wyraźnie wskazuje na to, że znaczący spadek wytrzymałości połączenia jest widoczny od temperatury 280°c. ponadto dodatkowe trudności przy interpretacji danych dostępnych w literaturze stwarzają różne warunki prowadzenia badań. w celu wyjaśnienia przedstawionych wątpliwości wykonano badania wpływu temperatury i czasu wygrzewania na właściwości zarówno połączenia stal-aluminium, jak i materiału przekładki z aluminium a1. badania własne łącznik przeznaczony do badań został wycięty z płyty stal-al-almg4,5mn wytworzonej metodą rys. 1. kolejne etapy przygotowania stanowiska do zgrzewania wybuchowego płyt stal-aluminium-stop aluminium: a) płyta podstawowa (stal) z kołkami dystansowymi, b) pakiet blach stal-aluminium-stop aluminium z folią zabezpieczającą oraz generatorem fali płaskiej, c) stanowisko z materiałem wybuchowym fig. 1. steps of preparation of stand for explosion welding of steel-aluminum-aluminum alloy plate: a) base plate (steel) with spacer pins, b) plates steel-aluminum-aluminum alloy with protection film and plane wave generator, c) stand with explosives rys. 2. wpływ czasu i temperatury maksymalnej wygrzewania na wytrzymałość na odrywanie ro i ścinanie rs połączeń stal -aluminium [2] fig. 2. the effect of maximum heating temperature and time on ram tensile strength ro and shear strength rs of steel-aluminum welds rys. 3. wpływ temperatury maksymalnej wygrzewania na wytrzymałość na odrywanie ro łącznika stal-aluminium [3] fig. 3. the effect of maximum heating temperature on ram tensile strength ro of steel-aluminum welds a) b) c) 62 przegląd spawalnictwa 6/2013 rys. 4. próbki do badania wytrzymałości na odrywanie ro: a) połączenia stal-aluminium w łączniku, b) warstwy aluminium w łączniku [4, 5] fig. 4. ram tensile specimen: a) standard for testing steel-aluminum weld, b) modified for testing aluminum layer zgrzewania wybuchowego o numerze 17r93 i wymiarach 2000×480×32 mm [4, 5]. płytę tę uzyskano zgrzewając jednocześnie blachę ze stali kadłubowej zwykłej jakości kategorii a o wymiarach 2000×500×19 mm z blachą aluminiową a1 o wymiarach 2000×500×6 mm i blachą ze stopu almg4,5mn o wymiarach 2000×500×10 mm. właściwości wytrzymałościowe zastosowanych blach podano w tablicy i, a skład chemiczny w tablicach ii÷iv. ciągłość połączenia na całej powierzchni płyty poza strefą brzegową (20÷40 mm) określono na podstawie badań ultradźwiękowych. po wycięciu łącznika o wymiarach 2000×32×25 mm obcięto z jego końców odcinki długości 300 mm, a jego środkową część pocięto na pile mechanicznej na próbki o wymiarach 32×25×25 mm. badania podzielono na dwa odrębne eksperymenty [4, 5]. głównym celem takiego podziału było zbadanie wpływu różnych cykli cieplnych na właściwości połączenia stal-aluminium, a następnie aluminiowej przekładki w łączniku stal-alalmg4,5mn. pierwszy eksperyment polegał na wygrzewaniu próbek w piecu. druga część badań polegała na punktowym podgrzewaniu od strony stali takich samych próbek palnikiem acetylenowo-tlenowym. próbki poddano obróbce cieplnej w zestawach składających się z 3 sztuk. ponieważ dotychczasowe badania wskazują na niewielki spadek wytrzymałości na odrywanie pod wpływem wygrzewania w temperaturze niższej od 200°c, maksymalna temperatura wygrzewania została wybrana z przedziału 200÷400°c [4]. cykle cieplne w połączeniu stal-aluminium rejestrowano termoelementami typu k (nicr-ni). po zakończeniu nagrzewania próbki pozostawiano do ostygnięcia w powietrzu. badania jakości połączenia plateru z podłożem wykonano za pomocą próby wytrzymałości na odrywanie ro. umożliwia ona wyznaczenie obciążenia, jakie może przenieść połączenie w kierunku prostopadłym do płaszczyzny połączenia. próbę wytrzymałości na odrywanie przeprowadzono na próbkach standardowych przygotowanych w sposób przedstawiony na rysunku 4a, co posłużyło do oceny wytrzymałości połączenia stal-aluminium [4]. próbę odrywania wykonano również na zmodyfikowanych próbkach przedstawionych na rysunku 4b, które umożliwiły zbadanie wytrzymałości na odrywanie aluminium a1 [5]. na rysunku 5 przedstawiono zestawienie wykresów otrzymane na podstawie wyników próby wytrzymałości na odrywanie. dodatkowo dokonano pomiarów mikrotwardości warstwy aluminium w strefie połączenia próbek niewygrzewanych oraz po obróbce cieplnej [5]. tablica i. właściwości wytrzymałościowe blach użytych do wykonania płyty 17r93 table i. mechanical properties of plates used for fabrication of 17r93 plate materiał blachy stan lub postać* rm, mpa a10, % a1 z4 110÷111 7 almg4,5mn pgs 280÷290 20÷22 stal kategorii a 449÷450 28 *z4 – półtwardy, pgs – walcowany na gorąco, stabilizowany tablica ii. skład chemiczny blachy ze stopu almg4,5mn wg atestu table ii. chemical composition of almg4,5mn alloy acc. to test certificate al, % fe, % si, % cu, % mg, % mn, % cr, % ti, % zn, % reszta 0,35 0,26 0,02 4,49 0,5 0,14 0,059 0,017 tablica iii. skład chemiczny blachy z aluminium a1 wg atestu table iii. chemical composition of a1 aluminum acc. to test certificate al, % fe, % si, % cu, % mg, % mn, % cr, % ti, % zn, % reszta 0,27 0,18 0,01 0,02 0,03 0,01 0,013 0,006 tablica iv. skład chemiczny blachy ze stali kategorii a wg atestu table iv. chemical composition of a steel acc. to test certificate fe, % c, % mn, % si, % p, % s, % cr, % ni, % cu, % reszta 0,18 0,67 0,2 0,034 0,023 0,14 0,05 0,07 a) b) 63przegląd spawalnictwa 6/2013 wyniki badań wszystkie próbki wygrzewane w piecu uległy oderwaniu w aluminium. jednak w zależności od wyglądu miejsca oderwania można je podzielić na trzy grupy. wyniki badań wizualnych przełomów zamieszczono w tablicy v. podobnych obserwacji dokonano podczas badań wizualnych przełomów próbek poddanych oddziaływaniu ciepła pochodzącego od nagrzewania palnikiem acetylenowo-tlenowym. w tym przypadku oderwanie wszystkich próbek nastąpiło również w aluminium i wraz ze wzrostem temperatury maksymalnej tm cykli cieplnych plastyczność przełomów rosła. główną różnicę stanowi brak śladów kruchych wyrwań w przełomach próbek poddanych działaniu najwyższej temperatury. przyczyny tego zjawiska można dopatrywać się w krótkim czasie przebywania próbek powyżej temperatury granicznej. zależność mikrotwardości aluminium a1 od temperatury wygrzewania w piecu pokazano na rysunku 6. przebieg krzywej świadczy o znacznym wpływie temperatury maksymalnej cyklu wygrzewania tm na stan materiału przekładki. tablica v. opis przełomów próbek poddanych próbie wytrzymałości na odrywanie [4] table 5. description of fracture modes of specimens after ram tensile test temperatura wygrzewania, ° c miejsce oderwania uwagi próbki niewygrzewane al przełom równomierny, bez wyraźnych śladów płynięcia materiału197 al 230 al 260 al widoczne ślady płynięcia materiału aluminiowej przekładki 282 al 312 al 358 al bardzo plastyczny charakter przełomu z wyraźnymi śladami kruchych wyrwań400 al rys. 6. zależność mikrotwardości aluminium łącznika stal-al-almg4,5mn od temperatury maksymalnej cyklu wygrzewania w piecu [5] fig. 6. results of microhardness of aluminum in steel-aluminumalmg4,5mn transition joint depending on maximum temperature of furnace thermal cycle podsumowanie analizując uzyskane wyniki badań można zaobserwować, że wytrzymałość na odrywanie obszaru połączenia stal-aluminium w badanym łączniku, a także jego twardość silnie zależą od wartości temperatury maksymalnej cyklu cieplnego i czasu jej oddziaływania. potwierdza to wyniki wcześniejszych badań własnych oraz danych literaturowych [2, 3, 6÷12]. wzrost zarówno temperatury maksymalnej poza pewną wartość, jak i czasu wygrzewania, powoduje spadek wytrzymałości obszaru połączenia. świadczą o tym wyniki próby wytrzymałości na odrywanie próbek wygrzewanych w piecu i nagrzewanych palnikiem oraz ich bezpośrednie porównanie. na podstawie tego ostatniego można dodatkowo stwierdzić, że przebiegi zmian wytrzymałości na odrywanie w zależności od temperatury są różne dla wymienionych sposobów nagrzewania. przy nagrzewaniu w piecu, ze względu na dłuższy czas oddziaływania ciepła, wyraźny spadek wytrzymałości aluminium spowodowany rekrystalizacją (jak zostanie wykazane poniżej) następuje w niższej temperaturze (ok. 200°c) niż przy nagrzewaniu palnikiem (280°c) symulującym cykl cieplny spawania. nie można zatem symulować zmian wytrzymałości obszaru połączenia stal-aluminium w zależności od cyklu cieplnego spawania przez wygrzewanie w piecu. wyniki prób wskazują, że bez względu na sposób i czas nagrzewania zniszczenie badanych próbek nagrzanych do temperatury nieprzekraczających 315°c nie następuje w połączeniu stal-aluminium, lecz w warstwie a1 przy jej wyraźnie plastycznym odkształceniu. świadczy to o tym, że przyczyną spadku wytrzymałości obszaru połączenia nie jest spadek wytrzymałości samego połączenia, lecz zmniejszanie się wytrzymałości aluminiowej przekładki wskutek oddziaływania ciepła (rekrystalizacja). potwierdzają to próby z wymuszonym zniszczeniem w warstwie aluminium oraz pomiary mikrotwardości. w przypadku podgrzania połączeń stalaluminium do temperatury ok. 315°c można zaobserwować, że zerwanie próbek nastąpiło częściowo t oc µ h v rys. 5. wyniki próby odrywania. a1 – wyniki uzyskane na próbkach zmodyfikowanych [5] fig. 5. results of ram tensile test. a1 – results obtained on modified specimens 64 przegląd spawalnictwa 6/2013 w odkształconym plastycznie aluminium, a częściowo w połączeniu w postaci „kruchych wyrwań”. zjawisko to znajduje odbicie w przebiegu zależności wytrzymałości na odrywanie od temperatury w postaci przegięcia krzywej (rys. 5). przegięcie to nie występuje przy zależnościach wyznaczonych dla próbek z wymuszonym zniszczeniem w warstwie aluminium. taki przebieg krzywych świadczy o tym, że poczynając od 315°c o spadku wytrzymałości połączenia współdecydować zaczyna, poza spadkiem wytrzymałości aluminium, również rozrost warstwy związków międzymetalicznych fe-al. można zatem przyjąć, że w przypadku oddziaływania cyklu cieplnego spawania na połączenie wnioski wytrzymałość na odrywanie ro obszaru połączenia stal-aluminium w łączniku stal-al-almg4,5mn zgrzewanym wybuchowo zmniejsza się wraz ze wzrostem zarówno temperatury maksymalnej tm cyklu cieplnego, jak i czasu przebywania w tej temperaturze. w odniesieniu do cyklu cieplnego spawania wymienionych łączników silny spadek wytrzymałości ro obszaru połączenia następuje już od temperatury ok. 280°c i jest spowodowany rekrystalizacją warstwy aluminium. zatem przy spawaniu łączników dla zachowania ich wyjściowych właściwości nie należy dopuszczać, aby temperatura obszaru połączenia przekroczyła 280°c. stal-aluminium wyraźny spadek wytrzymałości obszaru połączenia występujący w zakresie temperatury 280÷315°c jest spowodowany jedynie spadkiem wytrzymałości aluminium. natomiast w temperaturze wyższej od 315°c dalszy spadek wytrzymałości jest skutkiem współdziałania spadku wytrzymałości przekładki spowodowanego rekrystalizacją oraz rozrostu warstwy związków międzymetalicznych. nie można wykluczyć, że pewien udział w tym zjawisku mogą mieć również naprężenia ścinające wynikające z różnych wartości współczynników rozszerzalności cieplnej stali i aluminium. mechanizmy tego współdziałania wymagają jednak dalszego wyjaśnienia. literatura [1] bielawski j., krysiak e., lewandowski b., stolarski a., walczak w.: wytwarzanie łączników bimetalowych stal-stop almg5. przegląd spawalnictwa 3/1983. [2] chladek l., nemecek j., vacek j.: vybuchove svarovani kovu a pribuzne procesy. sntl, praha 1979. [3] dieribas a. a.: fizika uprocznienia i swarki wzrywom. nauka, nowosybirsk 1980. [4] fydrych d.: badania wpływu temperatury na wytrzymałość i strukturę połączeń al-stal w łączniku stal-a1almg5. praca dyplomowa stopnia magisterskiego. politechnika gdańska 2000. [5] fydrych d., morawiec m., walczak w.: wpływ temperatury i czasu wygrzewania na wytrzymałość połączeń stalaluminium w łączniku stal-a1-almg4,5mn zgrzanym wybuchowo. vi krajowa naukowo-techniczna konferencja spawalnicza „jakość w spawalnictwie”, międzyzdroje, 8-10.05.2001. [6] leszczyński t., polak h.: wyznaczanie temperatury łączników st41+a1+pa11 spawanych z blachą pa11. przegląd spawalnictwa 5/91. w zakresie temperatur tm cyklu cieplnego spawania wynoszącej 280÷315°c wytrzymałość ro obszaru połączenia stal-aluminium w łączniku maleje o 20÷30%, przy czym zniszczenie łącznika następuje w warstwie aluminium przyległej do połączenia. przekroczenie temperatury tm 315°c powoduje dalszy spadek wytrzymałości ro oraz zniszczenie łącznika zarówno w połączeniu, jak i w warstwie aluminium przyległej do połączenia, czego przyczyną jest współdziałanie rozrastającej się kruchej warstwy związków międzymetalicznych fe-al oraz malejącej ze wzrostem temperatury wytrzymałości warstwy aluminium. [7] palmer t. a., elmer j. w., brasher d., butler d., riddle r.: development of an explosive welding process for producing high-strength welds between niobium and 6061-t651 aluminum. welding journal 11/2006. [8] saperski m., lewandowski b.: zastosowanie łączników aluminiowo-stalowych w przemyśle okrętowym. przegląd spawalnictwa 7/1987. [9] tricarico l., spina r.: mechanical strength of fe/al structural transition joints subject to thermal loading. archives of materials science and engineering 2/2009. [10] walczak w.: zgrzewanie wybuchowe metali i jego zastosowania. wydawnictwa naukowo-techniczne, warszawa 1989. [11] walczak w.: charakterystyki połączeń zgrzanych wybuchowo między niektórymi metalami i stopami. przegląd spawalnictwa 2-3/1998. [12] wronka b.: testing of explosive welding and welded joints. the microstructure of explosive welded joint and their mechanical properties. journal of materials science 45 (13), 2010, pp. 3465-3469. [13] instrukcja spawania łączników typu stal-aluminium. stocznia północna sa 10/91. niniejszy artykuł jest rezultatem prac prowadzonych przez prof. dr hab. inż. włodzimierza walczaka ze swoimi dyplomantami, a późniejszymi doktorantami i współ-pracownikami. geneza prezentowanych wyników badań związana jest z praktycznymi aspektami głównego nurtu szkoły naukowej profesora, zgrzewania wybuchowego. ps 10 2015 www.pdf 36 przegląd spawalnictwa vol. 87 10/2015 odporność kawitacyjna powłok na osnowie niklu napawanych metodą płomieniowo-proszkową cavitation erosion resistance of coating flame deposited with nickel base powder mgr inż. mirosław szala, prof. dr hab. tadeusz hejwowski – politechnika lubelska. autor korespondencyjny/corresponding author: m.szala@pollub.pl streszczenie w pracy przedstawiono wyniki pomiarów odporności na zużycie kawitacyjne powłok na osnowie ni. powłoki wykonano metodą napawania płomieniowo-proszkowego. badania kawitacyjne wykonano na stanowisku wibracyjnym zgodnie z normą astm g-32. określono wpływ mikrostruktury, twardości i mikrotwardości wytworzonych warstw na ich odporność kawitacyjną. przy użyciu mikroskopii elektronowej dokonano identyfikacji mechanizmu zużywania powłok. obserwacji dokonano w oznaczonych obszarach na powierzchni powłok w wybranych czasach ekspozycji. powłoki objęte badaniami mogą być rozważane do regeneracji elementów maszyn i urządzeń podlegających zużyciu kawitacyjnemu. słowa kluczowe: powłoka na osnowie niklu, erozja kawitacyjna, metoda płomieniowo-proszkowa abstract in the work results of cavitation erosion test of nickel based coatings were presented. coatings were pad welded with the oxy-acetylene powder torch. cavitation tests were conducted on vibratory test rig according do astm g-32 standard. the influence of microstructure, hardness and microhardness on cavitation erosion resistance was investigated. the cavitation erosion mechanism was examined by using sem microscopy. observations were conducted in specified areas of coatings in defined times of exposition. presented coatings could be considered to repair cavitation worn machines elements and appliance. keywords: nickel based coating, cavitation erosion, flame-powder pad welding wstęp kawitacja jest to zjawisko polegające na powstawaniu w obszarach obniżonego ciśnienia cieczy i gwałtownemu znikaniu w obszarach o wyższym ciśnieniu bąbli gazowych. zjawisko to może występować m.in. w instalacjach przepływowych, silnikach wysokoprężnych, urządzeniach i instalacjach inżynierii procesowej. nie zawsze istnieje możliwość wyeliminowania zjawiska kawitacji a powierzchnie elementów maszyn i urządzeń podlegające jej oddziaływaniu mogą ulegać niszczeniu – erozji kawitacyjnej. w celu ochrony przed zużywaniem kawitacyjnym, regeneracji elementów lub wydłużenia okresu eksploatacji elementów maszyn i urządzeń stosowane mogą być różne spawalnicze metody konstytuowania powłok. napawanie płomieniowo-proszkowe warstw na osnowie niklu jest w warunkach przemysłowych metodą wygodną [1÷4]. źródła literaturowe podają głównie wyniki badań odporności powłok niklowych na zużycie ścierne, erozyjne i korozyjne np. [4÷8]. w przeciwieństwie do stopów na osnowie kobaltu i żelaza [9÷12], niewiele jest informacji na temat odporności kawitacyjnej powłok na osnowie niklu lub zawie rających nikiel [13÷15]. szczególnie brak jest istotnych mirosław szala, tadeusz hejwowski informacji dotyczących mechanizmu zużywania kawitacyjnego powłok niklowych nałożonych metodą płomieniowoproszkową. celem pracy jest określenie odporności kawitacyjnej stopów na osnowie niklu napawanych metodą płomieniowoproszkową. metodyka badań, materiał do badań powłoki na osnowie niklu wytworzono z komercyjnych proszków (tabela i) metodą napawania płomieniowo-proszkową na płytach ze stali gat. s235jr. powierzchnię płyt próbnych czyszczono mechanicznie i odtłuczono. parametry procesu wykonania powłok zawarto w tablicy ii. wymiary płyt próbnych, napawanych powłok oraz miejsce wycięcia próbek do badań przedstawiono na rysunku 1. obrobione mechanicznie próbki mały wymiary 25x10 mm, w tym grubość powłok wynosiła ok. 3 mm. powierzchnię powłok przed badaniami kawitacyjnymi szlifowano i polerowano uzyskując wartość ra nie większą niż 0,06 µm. pomiaru chropowatości dokonano za pomocą profilometru surtronic 3+ (prod. taylor hobson). przygotowano 37przegląd spawalnictwa vol. 87  10/2015 po trzy próbki z każdego z materiałów. przy użyciu mikrotwardościomierza fm800 (prod. future-tech) zmierzono mikrotwardość hv0,01 w 15 losowo wybranych punktach na powierzchni powłok. zmierzono twardość hv30 dla każdej powłoki. wykonano odciski referencyjne. posłużyły one do oznaczenia miejsc obserwacji zmian topografii powierzchni powłok dokonywanych po różnych czasach ekspozycji na działanie kawitacji, w przedziale od 0 do 300 minut. rys. 1. lokalizacja miejsca pobrania próbki z płyty próbnej: 1 – powłoka, 2 – płyta, 3 – miejsce wycięcia próbki, 4 – trzpień fig. 1. location of sample cut out from the testing plate: 1 – coating, 2 – plate, 3 – location of sample cut out, 4 mandrel oznaczenie próbki nazwa handlowa nominalny skład chemiczny [% wag.] b c cr fe ni si 1 pmni-35g 1,6 0,1 1,5 reszta 3,4 2 amil ami 1045 2,8 0,2 11,9 3,7 reszta 3,1 3 deloro alloy stellite 60 3,5 0,7 15 4 reszta 4,5 tablica i. nominalne składy chemiczne proszków wg danych producentów table i. normalized chemical composition of powders according to manufacturer’s data typ palnika ciśnienie gazu (mpa) rodzaj płomieniao2 c2h2 spt-100 0,4±0,6 0,04±0,06 neutralny tablica ii. parametry wykonania powłok table ii. parameters of coatings deposition do przeprowadzenia badań kawitacyjnych użyto stanowiska wibracyjnego którego schemat przedstawiono na rysunku 2. badania prowadzono w oparciu o normę astm g32-03 [16] dla próbki stacjonarnej. badania wykonano w wodzie destylowanej, której temperaturę utrzymywano w zakresie 25±2°c. nad stacjonarną próbką w odległości 1 mm znajdowała się drgająca końcówka sonotrody. drgania zanurzonej w wodzie sonotrody wywoływały powstawanie kawitacji. częstotliwość drgań sonotrody wynosiła 20 khz, amplituda 50 µm, moc generatora ultradźwięków 500w, pole powierzchni czynnej próbki 379,9 mm2. określono ubytek masy próbek z dokładnością do 0,1 mg. obliczono względne zużycie kawitacyjne jako stosunek ubytku masy materiału badanego do referencyjnego testowanego w tych samych warunkach. materiał referencyjny (oznaczono nr 4) stanowiła stal gat. x5crni18-10 (c≤0,07%; si≤1%; mn≤2%; p≤0,045%; s≤0,015%; n≤0,11%; cr=17,5-19,5%; ni=8-10,5%; fe – reszta). przy użyciu mikroskopów stereoskopowego smz 1500 (prod. nikon) i skaningowego elektronowego phenom pro x (prod. phenom-world bv) obserwowano zmiany powierzchni powstałe wskutek zużycia kawitacyjnego powierzchni próbek oraz wykonano punktową mikroanalizę składu chemicznego metodą eds. w celu identyfikacji przebiegu procesu zużywania powłok, w określonych odstępach czasu wykonano fotografie powierzchni powłok w uprzednio oznaczonych obszarach. wygląd określonych obszarów przemienionych po różnych czasach ekspozycji porównano z odpowiadającymi im obszarami przed badaniami. zmierzono wartości parametru profilu chropowatości ra w minimum 5 losowo wybranych obszarach na powierzchni zużycia kawitacyjnego każdej z próbek. rys. 2. schemat urządzenia wibracyjnego fig. 2. schematic diagram of ultrasonic equipment wyniki badań i ich dyskusja wpływ mikrostruktury i twardości na odporność kawitacyjną budowa strukturalna i właściwości materiałów wpływają na odporność kawitacyjną i na przebieg procesu zużywania kawitacyjnego materiałów. jak podają autorzy prac [17,18] na odporność kawitacyjną wpływa wiele parametrów określających właściwości mikrostruktury materiałów takie jak jednorodność budowy, plastyczność, właściwości stereometryczne warstwy wierzchniej oraz wielkość i rodzaj wydzieleń składników mikrostruktury. twardość materiałów postrzegana jest jako główny czynnik determinujący odporność kawitacyjną, rysunek 3 [17]. rys. 3. zależność odporności stopów metali na działanie kawitacji od ich właściwości fizyko-chemicznych i strukturalnych, na podstawie [17] fig. 3. relationship between cavitation erosion of metal alloys and their physicochemical and structural prosperities, according to [17] 38 przegląd spawalnictwa vol. 87 10/2015 na podstawie analizy mikrostruktury wytworzonych powłok (rys. 4÷6) oraz danych literaturowych [19,20] można stwierdzić iż mikrostruktura wytworzonych powłok składa się roztworu stałego niklu γ oraz różnych eutektyk, w tym nini3b. w powłokach zawierających chrom 2 (rys. 5) i 3 (rys. 6), występują m.in. węgliki np. cr7c3, borki oraz jak opisuje kim et al. [21] powłoki zwierające powyżej 2% b mogą zawierać bardzo twarde wydzielenia crb (punkty: 3c, 4d i 2c w tablicy iii oraz rys. 5 i 6). powłoka 1 (rys. 6) cechowała się grubodendrytyczną strukturą pierwotną i zawierała dendryty roztworu stałego niklu i eutektykę (ni-ni3b) umieszczoną międzydendrytycznie. stalowa próbka referencyjna 4 cechowała struktura austenityczna. odporność na zużycie kawitacyjne badanych próbek rosła w kolejności 1, 4, 2 oraz 3 (rys. 7). powłoki 2 i 3 zawierające większą ilość b, c oraz cr (tablice i i iii) odznaczały się niższym zużyciem kawitacyjnym w porównaniu do powłoki 1 nie zawierającej cr. mikrostruktura powłok zawierająca borki i węgliki sprzyja wzrostowi odporności kawitacyjnej powłok. odnotowano związek pomiędzy twardością próbek i względnym zużyciem kawitacyjnym powłok (rys. 7 i 8). powłoki twardsze cechuje większa odporność na działanie kawitacji. powłoki 2 i 3 wykazywały ok. trzykrotnie wyższą wartość twardości oraz ok. ośmiokrotnie dla pow. 3 i ok. trzykrotnie dla powłoki 2 mniejsze względne zużycie kawitacyjne od próbki referencyjnej. powłoka 1 pomimo wyższej wartości twardości od próbki referencyjnej wykazywała większe zużycie (rys. 7). podobne zależności otrzymano w wyniku porównania wartości mediany mikrotwardości hv0,01 oraz względnego zużycia kawitacyjnego (rys. 8). rys. 4. wybrany do obserwacji obszar powierzchni powłoki 1 (sem) fig. 4. surface area of coating 1 selected for observation (sem) powłoka punkt pomiarowy pierwiastek [% wag.] c cr ni si fe 1 1a 0,7±0,2 95,1±0,3 2,9±0,1 1,3±0,1 1b 0,8±0,2 98,0±0,4 1,2±0,1 2 2a 1,6±0,2 2,2±0,1 84,8±0,3 9,9±0,1 1,4±0,1 2b 0,4±0,1 10,6±0,1 82,3±0,3 4,1±0,1 5,9±0,1 2c 2,7±0,1 74,4±0,2 18,5±0,2 1,1±0,1 3,3±0,1 3 3a 6,5±0,3 82,6±0,4 8,7±0,3 0,6±0,1 1,5±0,2 3b 2,5±0,3 8,5±0,1 80,3±0,7 11,4±0,1 2,2±0,1 3c 3,5±0,3 4,8±0,1 85,4±0,7 3,0±0,1 3,2±0,1 3d 1,2±0,3 52,1±0,3 39,4±0,4 2,1±0,1 5,1±0,1 tablica iii. wyniki analizy składu chemicznego w punktach oznaczonych na rys 4÷6 table iii. results of chemical composition analysis in points marked in fig. 4÷6 rys. 5. wybrany do obserwacji obszar powierzchni powłoki 2 (sem) fig. 5. surface area of coating 2 specified for observation (sem) rys. 6. wybrany do obserwacji obszar powierzchni powłoki 3 (sem) fig. 6. surface area of coating 3 specified for observation (sem) 39przegląd spawalnictwa vol. 87  10/2015 rys. 7. względne zużycie kawitacyjne po 300 minutach badań w zależności od twardości fig. 7. relative cavitation wear after 300 minutes of test vs hardness rys. 8. zużycie kawitacyjne po 300 minutach badań w zależność mikrotwardości fig. 8. cavitation wear after 300 minutes of test vs microhardness charakterystyka zjawiska erozji kawitacyjnej badanych materiałów kawitacja należy do procesów zmęczeniowych a jej oddziaływanie na powierzchnię elementów ma przebieg losowy i zależne jest m.in. od natężenia zjawiska. należy nadmienić, iż urządzenie wibracyjne cechuje stosunkowo wysokie natężenie zjawiska kawitacji w porównaniu do stanowisk o innej konstrukcji [22] lub do nasilenia erozji kawitacyjnej zachodzącej w warunkach eksploatacyjnych [23]. niszczenie próbki referencyjnej (4) odpowiada mechanizmowi zużywania przedstawionemu w pracach [10,12]. po stosunkowo krótkim czasie ziarna austenitu podlegają deformacji plastycznej (obserwowano zmatowienie powierzchni na skutek bliźniakowania) a w późniejszych okresach niszczenia kawitacyjnego odnotowywano pojawienie się pęknięć i erozję ziaren obserwowanego obszaru. po 300 minutach testu (rys. 9) odkształcona i miejscami spękana powierzchnia podlegała selektywnej ekstrakcji. na rysunku 9 widoczne są pęknięcia zdeformowanych obszarów oraz miejsca usuwania materiału. na rysunkach 10÷12 przedstawiono miejsca po czasie ekspozycji 300 minut którym odpowiadają kolejno foto grafie obszarów powierzchni przygotowane do badań kawitacyjnych odpowiednio, rysunek 4÷6. na podstawie obserwacji powierzchni powłok prowadzonej po różnych czasach ekspozycji, w oznaczonych obszarach, stwierdzono, iż dla próbki 1 (rys. 10) odkształceniu plastycznemu na skutek oddziaływania kawitacji w pierwszym etapie erozji kawitacyjnej podlegają dendrytyczne obszary oznaczone jako 1a (rys. 4). następnie usuwane są obszary oznaczone jako 1b. w początkowym okresie zużycia następowało odkształcanie plastyczne obszarów miedzydedrytycznych, następnie obserwowano usuwanie i/lub wykruszanie (widoczne pęknięcia na rys. 10) zdeformowanych składników mikrostruktury rozpoczynające się na granicy faz. podo bnie inicjowanie mechanizmu rozpoczynające się na granicy faz, obserwowano dla powłok ni-co w pracy [13]. w pierwszym etapie erozji kawitacyjnej powłoki 2 następuję odkształcenie plastyczne powierzchni, kolejnie rys. 9. obszar powierzchni próbki referencyjnej po 300 min badań kawitacyjnych (sem) fig. 9. surface area of reference sample after 300 min of cavitation erosion test (sem) rys. 10. obszar powierzchni powłoki 1 przedstawiony na rysunku 4 po 300 min badań kawitacyjnych (sem) fig. 10. surface area of coating 1 presented in fig. 4 after 300 min of cavitation test (sem) 40 przegląd spawalnictwa vol. 87 10/2015 podsumowanie budowa strukturalna i właściwości powłok wpływają na ich odporność kawitacyjną oraz na przebieg procesu zużywania kawitacyjnego. powłoki na osnowie niklu o twardości powyżej 500hv charakteryzuje stosunkowo niska wartość względnego zużycia. mikrostruktura powłok zawierająca eutektyki, wydzielenia twardych cząstek oraz podwyższona zawartość boru, węgla oraz chromu, korzystnie wpływają na odporność kawitacyjną powłok. usuwane są przemienione obszary znajdujące się na granicy faz. na podstawie obserwacji procesu niszczenia, realizowanych po różnych czasach ekspozycji, stwierdzono iż w pierwszej kolejności usuwanie są obszary dendrytów o niższej zawartości si (tablica iii p. 2b), później obszary zawierające więcej si (tablica iii p. 2a). odsłonięte zostają brzegi twardych cząstek o rozmiarach zbliżonych do 15 µm (rys. 5 p. 2c) oraz wydzielenia eutektyczne. na rysunku 11 widoczne jest odkształcenie plastycznie zerodowanych obszarów oraz pęknie węglika chromu. niszczeniu powłoki 3 (rys. 12) podlegały obszary osnowy (p. 3c rys. 6) przylegające do skupisk drobnych cząstek o wielkości poniżej 3µm (p. 3d rys. 6) i usuwane były się jako pierwsze. również wybrane drobne wydzielenia ulegały ekstrakcji z osnowy. po 300 minutach ekspozycji, obszary eutektyczne oraz wydzielenia węglikowe lub borkowe o rozmiarach ok. 15 µm (p. 3a rys. 6) pozostawały w osnowie metalowej powłoki. powłokę 3 cechowało najwyższa odporność na działanie kawitacji oraz największe rozdrobnienie mikrostruktury, co stanowi potwierdzenie wyników uzyskanych przez a.sang et al. w pracy [15]. obecność drobnych wydzieleń, wpływa na wzrost odporności kawitacyjnej powłok na osnowie niklu. próbki o znacznym ubytku masy 1, 4 i 2 w porównaniu do próbki 3 odznaczały się również większymi wartościami oraz większym rozrzutem parametru ra w porównaniu do powłoki 3 (rys. 13). powłoka 1 i próbki 4 po 300 min badań cechowały się stosunkowo równomiernie zerodowaną powierzchnią oraz zbliżonymi wartościami średnimi parametru ra i względnej odporności kawitacyjnej. powłoki 3 i 2 charakteryzowało zużycie selektywne, występowanie obszarów nieprzemienionych i zerodowanych. rys. 11. obszar powierzchni powłoki 2 przedstawiony na rysunku 5 po 300 min badań kawitacyjnych (sem) fig. 11. surface area of coating 2 presented in fig. 5 after 300 min of cavitation test (sem) rys. 12. obszar powierzchni powłoki 3 przedstawiony na rysunku 6 po 300 min badań kawitacyjnych (sem) fig. 12. surface area of coating 3 presented in fig. 6 after 300 min of cavitation test (sem) w czasie obserwacji w kolejnych odstępach czasu, zauważono iż obszary podlegające niszczeniu powiększały się kosztem obszarów nieprzeminionych oraz pojawiały się nowe ogniska erozji. dla powłoki 3 uzyskano najniższe wartości parametru ra (rys. 13). wynikało to z przebiegu mechanizmu zużywania, który cechowało znacznie mniejsze odkształcenie plastyczne i stosunkowo mniejsze powierzchnie obszarów zajętych erozją w porównaniu do pozostałych próbek. rys. 13. zależność zużycia kawitacyjnego od średniej wartości parametru ra fig. 13. relationship between cavitation wear and average value of ra parameter 41przegląd spawalnictwa vol. 87  10/2015 literatura [1] a. kumar, j. boy, r. zatorski, l.d. stephenson, thermal spray and weld repair alloys for the repair of cavitation damage in turbines and pumps: a technical note, (2005) 177–182. [2] a. klimpel, napawanie i natryskiwanie cieplne: technologie, wnt, 2009. [3] j. pilarczyk, poradnik inżyniera spawalnictwo. tom i, ii, wydawnictwo wnt, warszawa, 2005. [4] r. gonzález, m.a. garcía, i. peñuelas, m. cadenas, m. del r. fernández, a.h. battez, et al., microstructural study of nicrbsi coatings obtained by different processes, wear. 263 (2007) 619–624. doi:10.1016/j.wear.2007.01.094. [5] t. hejwowski, nowoczesne powłoki nakładane cieplnie odporne na zużycie ścierne i erozyjne, lublin university of technology, 2013. [6] p.f. mendez, n. barnes, k. bell, s.d. borle, s.s. gajapathi, s.d. guest, et al., welding processes for wear resistant overlays, journal of manufacturing processes. 16 (2014) 4–25. doi:10.1016/j.jmapro.2013.06.011. [7] m. zwierzchowski, struktura, właściwości i odporność na zużycie powłok na osnowie kobaltu, przegląd spawalnictwa. r. 80, nr 1 (2008) 25–30. [8] z. bergant, u. trdan, j. grum, effect of high-temperature furnace treatment on the microstructure and corrosion behavior of nicrbsi flame-sprayed coatings, corrosion science. 88 (2014) 372–386. doi:10.1016/j.corsci.2014.07.057. [9] i.j. karassik, pump handbook, mcgraw-hill, new york, 2001. [10] s. hattori, n. mikami, cavitation erosion resistance of stellite alloy weld overlays, wear. 267 (2009) 1954–1960. doi:10.1016/j. wear.2009.05.007. [11] m. szkodo, cavitation erosion of laser processed fe-cr-mn and fe-crco alloys, journal of achievements in materials and manufacturing engineering. vol. 31 (2008) 378–384. [12] m. szkodo, erozja kawitacyjna materiałów konstrukcyjnych metalowych, wydawn. politechniki gdańskiej, 2008. [13] m. szala, t. hejwowski, i. lenart, cavitation erosion resistance of nico based coatings, advances in science and technology – research journal. 8 (2014) 36–42. [14] h. hiraga, t. inoue, h. shimura, a. matsunawa, cavitation erosion mechanism of niti coatings made by laser plasma hybrid spraying, wear. 231 (1999) 272–278. doi:10.1016/s0043-1648(99)00133-7. [15] k. sang, y. li, cavitation erosion of flame spray weld coating of nickel-base alloy powder, wear. 189 (1995) 20–24. doi:10.1016/00431648(95)06608-x. [16] astm g32-03 standard test method for cavitation erosion using vibratory apparatus, astm international, 2003. [17] k. steller, o mechanizmie niszczenia materiałów podczas kawitacji, imp pan, 1983. [18] s. hattori, r. ishikura, revision of cavitation erosion database and analysis of stainless steel data, wear. 268 (2010) 109–116. doi:10.1016/j.wear.2009.07.005. [19] z. bergant, j. grum, quality improvement of flame sprayed, heat treated, and remelted nicrbsi coatings, j therm spray tech. 18 (2009) 380–391. doi:10.1007/s11666-009-9304-7. [20] asm handbook volume 3: alloy phase diagrams, asm international, 1992. [21] h.-j. kim, s.-y. hwang, c.-h. lee, p. juvanon, assessment of wear performance of flame sprayed and fused ni-based coatings, surface and coatings technology. 172 (2003) 262–269. doi:10.1016/s02578972(03)00348-7. [22] t.j. hejwowski, m. szala, urządzenie do badania odporności materiałów na zużycie kawitacyjne [ prawo ochronne nr 66576], 2013. [23] j. chmiel, metody badań zjawisk zużycia korozyjno-kawitacyjnego. stanowiska badawcze, zeszyty naukowe / akademia morska w szczecinie. nr 5 (77) (2005) 179–192. mechanizm niszczenia kawitacyjnego powłok na osnowie niklu polegał na odkształcaniu obszarów roztworu niklu, usuwaniu obszarów przemienionych inicjowanym na granicy faz oraz częściowym usuwaniu drobnych wydzieleń i obszarów do nich przylegających. wydzielenia o rozmiarach 15 µm nie były usuwane z powłok. po 5 godzinach ekspozycji na działanie kawitacji, w porównaniu do stalowej próbki referencyjnej oraz próbki 1, powłoki 2 i 3 wykazały mniejsze względne zużycie kawitacyjne i cechowały się mniejszymi zmianami wartości parametru ra. najlepszą odporność na działanie kawitacji uzyskała próbka 3 dla której uzyskano 8-krotnie niższą wartość względnego zużycia kawitacyjnego w porównaniu do próbki referencyjnej wykonanej ze stali austenitycznej. 201109_pspaw.pdf 79przegląd spawalnictwa 9/2011 tomasz kik jacek górka artur czupryński adam martyniszyn napawanie krawędzi przedmiotów metodami tig i pta the surfacing of the items edges by tig and pta methods  dr inż. tomasz kik, dr inż. jacek górka, dr inż. artur czupryński, mgr inż. adam martyniszyn – politechnika śląska, gliwice. streszczenie w artykule przedstawiono badania zautomatyzowanego procesu napawania produkcyjnego i naprawczego krawędzi przedmiotów metodami tig i pta z materiałem dodatkowym w postaci zimnego drutu. określono wpływ sposobu podawania drutu położenia jego końcówki względem jeziorka ciekłego metalu na stabilność procesu oraz kształt i jakość uzyskiwanych napoin. zwrócono uwagę na zmienność warunków przebiegu procesu napawania przy zmianie stopnia koncentracji źródła ciepła. wyznaczone pole parametrów optymalnych obu metod pozwoliło na opracowanie technologii napawania napoin o gładkim i równym licu na krawędziach przedmiotów oraz umożliwiło precyzyjne sterowanie kształtem i wymiarami geometrycznymi napoin. abstract the paper presents a test of automated manufacturing and repair surfacing by welding process of items edges. tig and pta with additional material in the form of a cold wire is used in the test. the influence of the method of wire supply and the wire tip position above the liquid metal on the process stability and also the shape and quality of padding welds are investigated. the variation of the process of surfacing in the change of concentration of the heat source is obtained. the designated field of optimal parameters of both methods led to the technology development of surfacing by welding which allows to produce high quality welds with a smooth and equal face on the edges of items and allowed to precise control of geometric shape and dimensions of padding welds. wstęp odpowiednie właściwości użytkowe warstwy wierzchniej przedmiotu, zarówno nowo wytwarzanego, jak remontowanego, można uzyskać przy zastosowaniu różnego rodzaju procesów technologicznych, do których należą m.in. procesy napawania. zagadnienie napawania regeneracyjnego oraz produkcyjnego części maszyn jest również ważnym problemem technicznym i ekonomicznym przemysłu. technologia napawania służy do przywrócenia pierwotnych właściwości warstwy wierzchniej regenerowanej części lub też nadania jej nowych lepszych właściwości eksploatacyjnych, co zapewnia niejednokrotnie wyższą trwałość przedmiotu [1÷3]. możliwy jest zatem dobór odpowiednich cech użytkowych części w zależności od potrzeb, uwzględniając przy tym istotne aspekty ekonomiczne. koszty regeneracji starego elementu stanowią od kilku do kilkudziesięciu procent wartości elementu, natomiast trwałość takiego elementu jest zwykle kilkakrotnie wyższa [1÷5]. jednym z najczęściej stosowanych obecnie spawalniczych sposobów naprawy zużytych elementów jest proces napawania regeneracyjnego metodą tig. początki tej metody sięgają lat 20. ub.w., kiedy w 1926 r. zostały zgłoszone przez hobarta i deversa patenty dotyczące spawania łukowego w osłonie helu oraz przez weimmanna i langmira dotyczące spawania dwoma elektrodami wolframowymi w osłonie wodoru. dynamiczny rozwój spawania i napawania metodą tig nastąpił w okresie drugiej wojny światowej, gdy metodę tę zaczęto stosować w przemyśle zbrojeniowym, szczególnie w lotnictwie. obecnie metoda tig jest jedną z podstawowych technologii spawalniczych stosowaną w wielu dziedzinach przemysłu [1÷7]. proces napawania metodą tig może być prowadzony na stanowiskach zautomatyzowanych lub zrobotyzowanych, dzięki czemu uzyskuje się, obok wysokiej czystości metalurgicznej, również dużą powtarzalność i precyzję wykonania napoin [1, 2]. dodatkowe zawężenie łuku tel.: 602 118 401 tel.: 602 118 404 tel.: 602 603 313 tel.: 609 061 311 tel.: 691 865 598 80 przegląd spawalnictwa 9/2011 w metodzie pta powoduje z jednej strony znaczny wzrost efektywności nagrzewania powierzchni, a z drugiej – ograniczenie nagrzewanego obszaru [10]. zastosowanie nowoczesnych metod regeneracji umożliwia uzyskanie wymiernych efektów ekonomicznych nie tylko wskutek naprawy zużytych części, ale również dzięki produkcji nowych. stanowisko i materiały użyte do badań celem badań było opracowanie techniki zrobotyzowanego napawania krawędzi przedmiotów metodą tig oraz pta z materiałem dodatkowym w postaci drutu proszkowego endotec do*13 o średnicy 1,2 mm na podłożu ze stali s355nl (tabl. i). badania wykonano na zrobotyzowanym stanowisku badawczym składającym się z sześcioosiowego robota reis srv6, źródła prądu eutronic gap 2001dc oraz podajnika drutu zimnego kd3 firmy castolin eutectic (rys. 1). wpływ kąta pochylenia palnika na kształt i jakość napoin wstępne próby napawania wykazały, że wysoką jakość napoin w przypadku obu badanych metod można uzyskać przy ustawieniu punktu przecięcia się osi drutu i osi elektrod na powierzchni napawanego detalu (rys. 2). w celu określenia wpływu kąta pochylenia palnika względem napawanej powierzchni przeprowadzono próby napawania z odchyleniem palnika od pionu w zakresie 0÷45° w osi poprzecznej do osi napoiny. tablica i. skład chemiczny materiałów użytych do badań table i. chemical composition of tested materials skład chemiczny stali s355nl, % wag. c mn si cr ni v cu p s al n max. 0,2 1÷1,5 0,2÷0,55 max. 0,30 max. 0,03 0,05÷0,15 max. 0,30 max. 0,04 max. 0,035 min. 0,02 0,01÷0,025 skład chemiczny, stopiwa drutu endotec do 13, % wag. rodzaj drutu c si mn p s cr endotec do*13 0,45 3,0 0,5 0,02 0,01 9,5 rys. 1. zrobotyzowane stanowisko do napawania metodami tig i pta fig. 1. automatic station for surfacing by tig and pta methods tablica ii. wpływ zmiany kąta pochylenia palnika na jakość napoin table ii. the influence of the change of blowpipe angle on the quality of padding welds kąt odchylenia palnika, ° * ozn. próbki i, a u, v vnap, mm/s e, j/mm vdr, cm/min ocena jakości tig pta 45 tig 45l 90 10,5 2,0 472 50 wysoka jakość – tig 45h 110 5,0 231 70 pta 45 50 24,3 4,0 303 60 – wysoka jakość 40 pta 40 50 25 4,0 312 60 30 tig 30l 90 10,5 2,0 472 50 wysoka jakość – tig 30h 110 5,0 231 70 pta 30 50 25 4,0 312 60 – wysoka jakość 25 pta 25 50 23,7 4,0 296 60 – wysoka jakość 15 tig 15h 110 10,5 5,0 231 70 wysoka jakość – pta 15 50 23,7 4,0 296 60 – wysoka jakość 0 tig 0l 90 10,5 2,0 472 50 wysoka jakość – tig 0h 110 5,0 231 100 pta 0 50 28,6 4,0 357 60 – wysoka jakość uwagi: proces napawania tig: napawanie prądem stałym dc(-), elektroda nietopliwa w+tho2 o średnicy 1,6 mm, kąt ostrzenia elektrody – 60°, odległość elektrody od materiału napawanego – 5 mm, gaz ochronny – argon o natężeniu przepływu 12 dm3/min, kąt pochylenia drutu względem napawanej krawędzi – 20°; przygotowanie krawędzi – krawędzie proste, kąt: 90°; proces napawania pta: napawanie prądem stałym dc(-), elektroda nietopliwa w+tho2 o średnicy 1,6 mm, kąt zaostrzenia elektrody 30°, średnica dyszy plazmowej – 1,7 mm, odległość dyszy od materiału napawanego – 4 mm, gaz ochronny – argon o natężeniu przepływu 12 dm3/min, kąt pochylenia drutu względem napawanej krawędzi – 20°; przygotowanie krawędzi – krawędzie proste, kąt: 90°; materiał dodatkowy: drut proszkowy endotec do13 o średnicy 1,2 mm. oznaczenia: * kąt odchylenia palnika od osi prostopadłej do płaszczyzny napawanej; i – natężenie prądu, u – napięcie łuku, vnap – prędkość napawania, vdr – prędkość podawania drutu, e – energia liniowa procesu. 81przegląd spawalnictwa 9/2011 pozostałe parametry procesu utrzymywano w zakresie parametrów ustalonych podczas badań wstępnych zapewniających stabilne stapianie się drutu oraz uzyskanie gładkiego, równego lica napoiny. ocenę jakości uzyskanych napoin przeprowadzono na podstawie badań wizualnych i makroskopowych (tabl. ii). wpływ techniki podawania drutu na kształt i jakość napoin w kolejnym etapie badań ustalono wpływ położenia punktu przecięcia się osi elektrody z osią drutu względem napawanej krawędzi na jakość uzyskanych rys. 2. schemat procesu napawania tig/pta z materiałem dodatkowym w postaci drutu krawędzi przedmiotów fig. 2. the shame of the tig/pta surfacing of items edges with wire as filler material tablica iii. wpływ zmian położenia palnika względem napawanej krawędzi (rys. 3 i 4) table iii. the change of orientation of blowpipe relatively to surfaced edge (fig. 3 and 4) ustawienie końcówki palnika* ozn. próbki i, a u, v vnap, mm/s e, j/mm vdr, cm/min ocena jakości tig pta a tig a 110 10,5 3,0 385 70 wysoka jakość, (gładkie, równe lico napoiny, symetryczny nadlew) – pta a 50 23,7 4,0 296 60 – wysoka jakość, (gładkie, równe lico napoiny, symetryczny nadlew) b tig b 110 10,5 3,0 385 70 niesymetryczny kształt napoiny (napoina na poziomej powierzchni tworzącej krawędź) – pta b 50 22,3 3,0 371 60 – wysoka jakość, (gładkie, równe lico napoiny, symetryczny nadlew) c tig c 110 10,5 3,0 385 70 niesymetryczny kształt napoiny, (napoina na pionowej płaszczyźnie tworzącej krawędź) – pta c 50 29,8 4,0 373 60 – nierówne lico uwagi: proces napawania tig: napawanie prądem stałym dc(-), elektroda nietopliwa w+tho2 o średnicy 1,6 mm, kąt ostrzenia elektrody – 60°, odległość elektrody od materiału napawanego – 5 mm, gaz ochronny – argon o natężeniu przepływu 12 dm3/ min, kąt pochylenia drutu względem napawanej krawędzi – 20°; przygotowanie krawędzi – krawędzie proste, kąt: 90°; proces napawania pta: napawanie prądem stałym dc(-), elektroda nietopliwa w+th o2 o średnicy 1,6 mm, kąt zaostrzenia elektrody 30°, średnica dyszy plazmowej – 1,7 mm, odległość dyszy od materiału napawanego – 4 mm, gaz ochronny – argon o natężeniu przepływu 12 dm3/min, gaz ochronny – argon o natężeniu przepływu 12 dm3/min, kąt pochylenia drutu względem napawanej krawędzi – 20°; przygotowanie krawędzi – krawędzie proste, kąt: 90°; materiał dodatkowy: drut proszkowy endotec do13 o średnicy 1,2 mm. oznaczenia: i – natężenie prądu, u – napięcie łuku, vnap – prędkość napawania, vdr – prędkość podawania drutu, e – energia liniowa procesu; * – położenie punktu przecięcia się osi elektrody z osią drutu względem napawanej krawędzi wg rys. 3. rys. 4. makrostruktura napoin wykonanych metodami tig i pta przy różnym ustawieniu punktu przecięcia osi drutu z osią elektrody względem napawanej krawędzi (tabl. iii) fig. 4. the macrostructure of the tig and pta padding welds in different position of the cross point of wire and electrode relatively to the edge (tab. iii) a) b) c) tig a tig b tig c rys. 3. ustawienie punktu przecięcia osi drutu z osią elektrody względem napawanej krawędzi fig. 3. the position of the wire and electrode axis cross point relatively to the surfacing edge pta a pta b pta c 82 przegląd spawalnictwa 9/2011 napoin. w tym celu przeprowadzono próby napawania przy trzech ustawieniach: – oś drutu przecina się z osią krawędzi (rys. 3a), – oś drutu odsunięta jest od osi napawanej krawędzi o 1 mm w płaszczyźnie poziomej (rys. 3b), – oś drutu przesunięta w kierunku poziomej płaszczyzny od krawędzi o 1 mm jest w płaszczyźnie poziomej (rys. 3c). we wszystkich przypadkach oś elektrody leżała w jednej płaszczyźnie z osią drutu. jakość uzyskanych napoin określono na podstawie badań wizualnych i makroskopowych (tab. iii). wpływ energii liniowej procesu napawania krawędzi na kształt i jakość napoin określenie stabilnych warunków stapiania drutu oraz powstawania napoin krawędziowych pozwoliło na przeprowadzenie badań wpływu zmiany energii liniowej procesu na kształt i jakość napoin. ocenę jakości uzyskanych napoin przeprowadzono na podstawie badań wizualnych i makroskopowych (tabl. iv). określono również wpływ zmian energii liniowej na podstawowe wymiary napoin krawędziowych (tabl. v). wpływ sposobu przygotowania krawędzi na kształt i jakość napoin badania prowadzono na krawędziach ostrych, takich jak w przypadku napawania produkcyjnego nowych elementów. ponieważ często zachodzi konieczność regeneracji zużytych bądź uszkodzonych części, przeprowadzono również próby napawania krawędzi frezowanych pod kątem 45°, tak aby uzyskać płaską powierzchnię o szerokości 1 i 2 mm (rys. 6). parametry procesu utrzymywano w zakresie optymalny mustalonym na podstawie wcześniejszych badań (tabl. vi). rys. 5. widok lica i makrostruktury napoin wykonanych metodami tig i pta przy niskiej i wysokiej energii liniowej, (tabl. iv i v) fig. 5. the view of the face and the macrostructure of the padding welds made with the low and high welding energy (tab. iv and v) tig – 165 j/mm tig – 472 j/mm pta – 191 j/mm pta – 723 j/mm rys. 6. przygotowanie krawędzi do napawania (tabl. vi) fig. 6. preparation of edges for surfacing (tabl. vi) rys. 7. makrostruktury napoin wykonanych na krawędziach frezowanych 2x45° a) metodą tig, b) metodą pta (tabl. vi) fig. 7. the macrostructure of padding welds on the milled edges with the angle of 2x45°, a) tig method, b) pta method (tab. iv) pomiary twardości napoin krawędziowych wykonanych metodami tig i pta w celu określenia wpływu cyklu cieplnego procesu napawania na twardość napoin oraz swc przeprowadzono pomiar twardości przy stałym obciążeniu wynoszącym 200 g na trzech wybranych próbkach wykonanych przy niskiej, średniej i wysokiej energii liniowej wzdłuż linii pomiarowej prowadzącej od obszaru lica do materiału podłoża (tab. vii). a) b) 83przegląd spawalnictwa 9/2011 tablica iv. wpływ zmiany energii liniowej oraz prędkości podawania drutu na jakość i kształt napoin krawędziowych (rys. 5) table iv. the influence of welding energy and the wire supply speed change in the quality and shape of the edge padding welds (fig. 5) ozn. napoiny i, a u, v vnap, mm/s vdr, cm/min e, j/mm ocena jakości b, mm h, mm b, mm h, mm up, % kąt pochylenia palnika względem poziomej płaszczyzny tworzącej krawędź – 90° tig 1 90 10,5 2,0 50 472 wysoka jakość 3,42 3,91 1,95 3,89 38,18 tig 2 110 3,0 70 385 3,12 3,29 1,92 3,16 37,13 tig 3 4,0 288 3,33 2,97 2,17 2,24 32,12 tig 4 5,0 100 231 3,93 4,08 2,31 3,87 35,77 tig 5 7,0 165 2,03 2,05 1,38 1,58 34,38 kąt pochylenia palnika względem poziomej płaszczyzny tworzącej krawędź 45° tig 6 90 10,5 2,0 50 472 wysoka jakość 4,49 2,35 2,69 1,10 31,58 tig 7 110 3,0 70 385 2,92 2,55 2,43 1,90 39,51 tig 8 5,0 231 2,43 1,70 2,56 0,70 28,54 tig 9 7,0 165 niesymetryczny nadlew napoiny 3,05 1,58 3,05 0,62 28,20 tig 10 120 10,7 10,0 120 126 2,45 1,68 2,37 0,66 27,76 uwagi: napawanie prądem stałym dc(-), elektroda nietopliwa w+tho2 o średnicy 1,6 mm, kąt ostrzenia elektrody – 60°, odległość elektrody od materiału napawanego – 5,0 mm, gaz ochronny – argon o natężeniu przepływu 12 dm3/min, kąt pochylenia drutu względem napawanej krawędzi – 20°; przygotowanie krawędzi – krawędzie proste, kąt: 90°; oznaczenia: i – prąd napawania, u – napięcie łuku, vn – prędkość napawania, vp – prędkość podawania drutu, e – energia liniowa, b – szerokość napoiny mm, h – wysokość napoiny mm, b – szerokość wtopienia napoiny w płaszczyznę poziomą mm, h – wysokość wtopienia napoiny w płaszczyznę pionową mm, up – udział metalu podłoża w napoinie gdzie: pw – pole powierzchni wtopienia, pn – pole napoiny tablica v. wpływ zmian energii liniowej oraz prędkości podawania drutu na jakość i kształt napoin krawędziowych (rys. 5) table v. the influence of welding energy and the wire supply speed change in the quality and shape of the edge padding welds (fig. 5) ozn. napoiny i, a u, v vn, mm/s vp, mm/s e, kj/mm ocena jakości b, mm h, mm b, mm h, mm us, % pta 1 30 25,5 4,0 40 191 wysoka jakość 1,67 1,63 0,75 1,29 10,52 pta 2 35 15,5 1,0 35 543 nierównomierne lico 4,51 3,20 3,21 2,24 10,64 pta 3 25,5 4,0 40 223 niesymetryczny nadlew 1,98 2,62 0,86 2,15 11,42 pta 4 40 24,5 1,6 40 613 nierównomierne lico 3,33 3,79 2,56 3,60 15,03 pta 5 25,5 4,0 255 niesymetryczny nadlew 1,64 2,49 0,94 2,47 12,01 pta 6 25,5 5,0 204 wysoka jakość 2,17 2,15 1,70 1,74 15,06 pta 7 50 21,4 1,5 713 nierównomierne lico 4,14 3,14 3,06 1,76 12,77 pta 8 50 16,2 1,4 60 579 4,16 3,06 2,58 1,98 34,53 pta 9 16,6 1,8 461 4,27 3,40 2,21 3,06 13,80 pta 10 28,9 2,0 723 wysoka jakość 4,05 3,21 1,98 1,53 15,83 pta 11 18,3 3,0 70 305 2,82 2,26 2,05 1,40 20,32 pta 12 22,3 3,5 319 2,66 2,35 1,61 1,72 25,14 pta 13 24,2 4,0 303 2,26 2,28 1,29 1,82 24,91 pta 14 24,7 5,0 247 2,89 2,56 2,02 1,89 30,69 pta 15 55 20,4 2,0 50 561 3,36 3,11 1,62 2,88 18,22 pta 16 65 20,4 4,0 70 332 3,21 3,16 2,22 3,08 26,73 pta 17 70 18,0 315 3,29 3,28 2,14 3,00 33,07 pta 18 80 17,0 5,0 90 272 3,94 1,67 3,94 0,64 21,58 pta 19 85 18,8 320 2,05 2,94 2,31 2,94 30,44 uwagi: napawanie prądem stałym dc(-), elektroda nietopliwa w+tho2 o średnicy 1,6 mm, kąt zaostrzenia elektrody 30°, średnica dyszy plazmowej – 1,7 mm, odległość dyszy od materiału napawanego – 4 mm, gaz ochronny – argon o natężeniu przepływu 12 dm3/min, kąt pochylenia drutu względem napawanej krawędzi – 20°; przygotowanie krawędzi – krawędzie proste, kąt: 90°; oznaczenia: i – prąd napawania; u – napięcie łuku; vn – prędkość napawania; vp – prędkość podawania drutu; e – energia liniowa; b – szerokość napoiny mm, h – wysokość napoiny mm, b – szerokość wtopienia napoiny w płaszczyznę poziomą mm, h – wysokość wtopienia napoiny w płaszczyznę pionową mm, up – udział metalu podłoża w napoinie 84 przegląd spawalnictwa 9/2011 tablica vii. wyniki pomiarów mikrotwardości hv0,2 na przekroju poprzecznym napoin krawędziowych table vii. the results of hv0.2 microhardness tests on the cross-sections of edge padding welds nr punktu pomiarowego* twardość hv0,2 tig pta min. energia liniowa – 165, j/mm śr. energia liniowa – 231, j/mm max. energia liniowa – 472, j/mm min. energia liniowa – 191, j/mm śr. energia liniowa – 345, j/mm max. energia liniowa – 561 [j/ mm napoina 1 630,2 600,1 508,4 732,6 796,3 677 2 655,3 579,4 511,0 736,3 672,1 615,3 3 590,6 545,7 540,3 740 655,5 553,1 4 615,9 535,8 555,5 582 631,2 523,6 lw 5 624,5 579,0 544,4 630 560,5 546,5 6 645,5 584,0 520,2 554,9 440,3 427,4 swc 7 480,6 440,1 349,0 404,2 358,3 420,1 8 423,3 429,1 404,0 409,5 374,2 404,2 9 444,1 445,0 370,2 319,2 382,8 383,8 10 407,2 408,8 263,3 221,4 371,6 347,3 mr 11 384,4 300,7 225,2 283 369,2 320,9 12 312,9 256,4 237,5 299,1 297,2 299,3 13 207,2 220,5 242,8 278,8 256,7 259,5 14 230,0 222,8 231,2 253,2 219,7 224,9 * lw – linia wtopienia, swc – strefa wpływu ciepła, mr – materiał rodzimy tablica vi. wpływ sposobu przygotowania krawędzi do napawania na jakość napoin krawędziowych oraz udział materiału podłoża w napoinie (rys. 6 i 7) table vi. the influence of edges preparation for surfacing on the edge padding weld quality and the mass fraction of base material in the padding weld (fig. 6 and 7) ozn. napoiny i, a u, v vnap, mm/s vdr, cm/min e, j/mm ocena jakości u p, % sposób przygotowania krawędzi – 1x45° tig iv/1 90 10,5 2,0 50 472 wysoka jakość 40,17 tig iv/2 4,0 236 niesymetryczny kształt napoiny 36,33 tig iv/3 110 3,0 70 385 wysoka jakość 38,38 tig iv/4 5,0 231 39,65 pta iv/1 50 25,6 4,0 50 320 wysoka jakość 19,75 pta iv/2 25,4 5,0 254 25,14 pta iv/3 19,2 192 23,90 pta iv/4 24,1 241 25,91 sposób przygotowania krawędzi – 2x45° tig iv/5 90 10,5 2,0 50 472 wysoka jakość 38,20 tig iv/6 4,0 236 38,77 tig iv/7 110 3,0 70 385 36,76 tig iv/8 5,0 50 231 37,21 pta iv/5 50 24,3 4,0 303 niska jakość, nierównomierne lico 23,89 pta iv/6 29,9 373 23,00 pta iv/7 24,6 3,0 410 31,58 uwagi: proces napawania tig: napawanie prądem stałym dc(-), elektroda nietopliwa w+tho2 o średnicy 1,6 mm, kąt ostrzenia elektrody – 60°, odległość elektrody od materiału napawanego – 5 mm, gaz ochronny – argon o natężeniu przepływu 12,0 dm3/min, kąt pochylenia drutu względem napawanej krawędzi – 20°; proces napawania pta: napawanie prądem stałym dc(-), elektroda nietopliwa w+tho2 o średnicy 1,6 mm, kąt zaostrzenia elektrody 30°, średnica dyszy plazmowej – 1,7 mm, odległość dyszy od materiału napawanego – 4 mm, gaz ochronny – argon o natężeniu przepływu 12 dm3/min, kąt pochylenia drutu względem napawanej krawędzi – 20°; oznaczenia: i – natężenie prądu, u – napięcie łuku, vnap – prędkość napawania, vdr – prędkość podawania drutu, e – energia liniowa procesu, up – udział metalu podłoża w napoinie. 85przegląd spawalnictwa 9/2011 podsumowanie badania procesu zrobotyzowanego napawania tig i pta z materiałem dodatkowym w postaci drutu proszkowego endotec do13 wykazały, że można uzyskać wysoką jakość napoin na krawędziach przedmiotów. konieczne jest jednak ścisłe kontrolowanie wszystkich parametrów procesu, a szczególnie ustawienia palnika i końcówki układu podawania drutu względem napawanej krawędzi. zastosowanie robota spawalniczego dodatkowo rozszerza zakres możliwości o precyzyjne napawanie krawędzi będących wycinkiem krzywej. badania wpływu kąta pochylenia palnika względem napawanej powierzchni na kształt i jakość napoin krawędziowych nie wykazały znaczącego wpływu na jakość otrzymanych napoin w przypadku napawania zarówno metodą tig, jak i pta. przeprowadzone badania wpływu kąta pochylenia palnika względem poziomej płaszczyzny tworzącej napawaną krawędź na kształt i jakość napoin krawędziowych wykazały, że w całym badanym zakresie kątów pochylenia palnika istnieje możliwość uzyskania wysokiej jakości napoin (tabl. ii). na tej podstawie jako optymalną pozycję palnika określono przypadek, w którym jest on ustawiony prostopadle do poziomej powierzchni tworzącej napawaną krawędź. w przypadku zastosowania stanowisk zautomatyzowanych, a nie jak w badanym przypadku zrobotyzowanych, zwalnia to od konieczności dodatkowego pozycjonowania elementu, co znacznie skraca czas operacji. badania wpływu techniki podawania drutu do jeziorka ciekłego metalu wykazały, że odpowiednie ustawienie punktu przecięcia się osi drutu z osią elektrody nietopliwej znacząco wpływa na sposób stapiania się drutu oraz stabilność prowadzenia procesu napawania. ustawienie punktu przecięcia się osi drutu z osią elektrody dokładnie na krawędzi przedmiotu powoduje, że otrzymana napoina charakteryzuje się gładkim i równym licem (rys. 3a). przesunięcie tego punktu na powierzchnię poziomą tworzącą napawaną krawędź powoduje uzyskanie napoiny o niesymetrycznym kształcie nadlewu, umieszczonej w przeważającej części na poziomej powierzchni tworzącej napawaną krawędź (rys. 3c i 4). odsunięcie tego punktu w kierunku od napawanej krawędzi powoduje w przypadku napawania metodą tig otrzymanie napoiny o nierównomiernym licu i niesymetrycznym kształcie nadlewu (tabl. iii, rys. 3b i 4). dodatkowo należy zauważyć, że w przypadku metody pta odsunięcie punktu przecięcia osi drutu z osią elektrody w kierunku od napawanej krawędzi, pozwoliło na uzyskanie napoiny o wysokiej jakości (tabl. iii, rys. 4). ustawienie takie jednakże znacznie obniża stabilność jarzenia się łuku elektrycznego, prowadząc do niebezpieczeństwa obniżenia jakości napoin. opracowanie optymalnej techniki podawania materiału dodatkowego pozwoliło na przeprowadzenie badań wpływu zmian natężenia prądu, prędkości podawania drutu oraz prędkości napawania na kształt i jakość uzyskanych napoin. w przypadku napawania metodą tig zmiana energii liniowej w zakresie od 165,0÷472,5 j/mm pozwala na uzyskanie napoin o szerokości 2,4÷4,5 mm i wysokości 1,7÷4,1 mm. po procesie obróbki krawędzi szerokość warstwy napawanej zawiera się w zakresie 1,9÷2,7 mm a wysokość 0,7÷3,9 mm (tabl. 4, rys. 5). udział materiału podłoża w napoinach waha się w granicach 28÷40% i nieznacznie zależy od zmian energii liniowej w badanym zakresie. przy minimalnej energii rzędu 156,0 j/mm wynosi on ok. 28,5% i rośnie wraz ze wzrostem energii liniowej. w przypadku metody pta, zmiana energii liniowej w zakresie 191,0÷723,0 j/mm umożliwia uzyskanie napoin o szerokości 1,6÷4,0 mm i wysokości 1,6÷3,2 mm. efektywna szerokość i wysokość po procesie obróbki krawędzi zawiera się w zakresie odpowiednio: 0,75÷3,2 mm oraz 0,6÷3,0 mm (tabl. 4, rys. 5). udział materiału podłoża w napoinach jest znacznie mniejszy niż w przypadku napawania metodą tig i wynosi 10÷30%, rosnąc wraz ze wzrostem natężenia prądu (tabl. v). w metodzie pta znacznie wyraźniej widać wpływ zawężenia łuku elektrycznego i co za tym idzie ścisłego powiązania stabilności procesu z pozostałym parametrami. w zakresie średnich i wysokich energii liniowych udział materiału podłoża wynosi 10÷16%. zmniejszanie energii liniowej powoduje wzrost udziału materiału podłoża w napoinie nawet do ok. 33 %, przy energiach poniżej 300 j/mm. spowodowane jest to tym, że wraz ze wzrostem natężenia prądu oraz spadkiem prędkości napawania rośnie ilość materiału dodatkowego stapiającego się na jednostkę długości. konieczne jest więc zwiększenie prędkości podawania drutu. w przeciwnym przypadku, przy zbyt niskiej prędkości podawania drutu, gwałtownie rośnie wymieszanie materiału napoiny z materiałem podłoża i następuje silne nadtopienie napawanej krawędzi. zbyt duża prędkość podawania drutu powoduje, niecałkowite jego stapianie i uzyskana napoina charakteryzuje się nierównym licem, a w skrajnych przypadkach przyklejonymi do krawędzi niestopionymi kawałkami drutu. badania wpływu przygotowania krawędzi do napawania, wykazały, że w przypadku napawania krawędzi frezowanych pod kątem 1x45º i 2x45º do płaszczyzny powierzchni poziomej tworzącej krawędź, znacznie trudniejsze jest uzyskanie wysokiej jakości napoin, a samo frezowanie krawędzi nie zmniejsza znacząco udziału materiału podłoża w napoinie (tabl. vi, rys. 6). wcześniejsze przygotowanie krawędzi mające na celu zmniej86 przegląd spawalnictwa 9/2011 literatura [1] zheng s., dayou p., min k.: precision welding for edge buildup and rapid prototyping, simtech technical report pt 00/001/jt, s. 1-7. [2] cheng f.t., lo k.h., mana h.c.: niti cladding on stainless steel by tig surfacing process part ii. corrosion behavior, surface & coatings technology 172, 2003, s. 316-321. [3] song j., deng q., chen ch., hu d., li y.. rebuilding of metal components with laser cladding forming, applied surface science 252, 2006. [4] shacklock a., hong l., sheng h., wang jie yu j.: intelligent robotics gtaw system for 3d welding, simtech technical report at 01/013/amp, s. 1-10. [5] kirkhope k.j., bell r., caron l., basu r.i., ma k.t.: weld detail fatigue life improvement techniques. part 2: application to ship structures, marine structures, vol. 12, issues 7-8, august 1999, s. 477-496. [6] gandy d.w., frederick g., stover j.t., viswanathan r.: overview of hot section component repair methods. epri szenie udziału materiału podłoża w napoinie w przypadku metody napawania pta, spowodowało znaczny spadek jakości uzyskanych napoin krawędziowych wynikający ze zbyt dużego zawężenia łuku i braku możliwości przetopienia całej szerokości przygotowanej powierzchni (rys. 8). sytuacja taka może mieć istotne znaczenie przy procesie regeneracji uszkodzonej krawędzi, gdy wystąpi konieczność jej przygotowania przed procesem napawania. rozwiązaniem w takim przypadku jest zastosowanie wyższych zakresów energii liniowej procesu napawania. pomiary twardości napoin wykonanych przy minimalnej, średniej i maksymalnej energii liniowej wykazały, że wraz ze wzrostem energii liniowej procesu maleje twardość napoin. maksymalną twardość napoin ok. 630÷650 hv0,2 uzyskano przy minimalnej energii liniowej wynoszącej 156,0 j/mm (tabl. vii). w przypadku napawania metodą pta, wspomniana już wcześniej zależność udziału materiału podłoża w napoinie powoduje, że najwyższą twardość ok. 796 hv0,2 uzyskano w zakresie średnich energii liniowych – ok. 345 j/mm. przeprowadzone próby napawania krawędzi wykazały, że istnieje możliwość precyzyjnej naprawy oraz odtworzenia kształtów narzędzi i przedmiotów użytkowych. szczególną uwagę należy zwrócić na konieczność zapewnienia wysokiej precyzji pozycjonowania końcówki drutu względem osi elektrody nietopliwej oraz napawanej krawędzi. rrac charlotte, north carolina. [7] f.t. cheng, k.h. lo, h.c. mana: „niti cladding on stainless steel by tig surfacing process part i. cavitation erosion behavior”, surface & coatings technology 172 2003, s. 308315. [8] okazaki m., ohetera i., harada y.: damage repair in cmsx4 alloy without fatigue life reduction penalty. metallurgical and materials transactions a. 2004, vol. 35. no. 2. s. 535-542. [9] zheng sun, min kuo, dayou: twin wire gas tungsten arc cladding, simtech technical report pt 00/004/jt, s. 1-8. [10] bolmsjo g.: programming robot welding system using advanced simulation tools, division of robotics, dept. of mechanical engineering, lund university, s. 1-8. [11] shu-yi t., ming-der j., wang j.t., chun-sen w.: a robots design in hardfacing using a plasma transfer arc, the international journal of advanced manufacturing technology, 2006, nr 9-10 vol. 27, s. 889-896. polskie towarzystwo badań nieniszczących i diagnostyki technicznej simp i stowarzyszenie inżynierów i techników mechaników polskich zapraszają do udziału w 40. krajowej konferencji badań nieniszczących w warszawie, 24-26 października 2011 r. w centrum konferencyjno-szkoleniowym „boss” biuro konferencji: simp ośrodek doskonalenia kadr w warszawie ul. świętokrzyska 14a, 00-050 warszawa tel.: +48 22 839 01 51, fax: +48 22 869 07 86 e-mail: sekretariat@simp.odk.waw.pl strona internetowa konferencji: www.kkbn.pl patronat: ministerstwo nauki i szkolnictwa wyższego i prezes urzędu dozoru technicznego patron medialny: przegląd spawalnictwa, przegląd techniczny, mechanik, przegląd mechaniczny 201703_pspaw.pdf 28 przegląd  spawalnictwa vol. 89 3/2017 natapiane i natryskane cieplnie powłoki ni-cr-b-si the ni-cr-b-si coatings obtained in surfacing and thermal spraying processes mgr inż. adam kondej – instytut mechaniki precyzyjnej. autor korespondencyjny/corresponding author: adam.kondej@imp.edu.pl streszczenie artykuł dotyczy wybranych metod wytwarzania powłok ni-cr-b-si. w pracy opisano natapianie w piecu próżniowym oraz naddźwiękowe natryskiwanie płomieniowe (hvof). przeprowadzono próby natapiania i natryskiwania, wykonano badania mikroskopowe oraz pomiary twardości powierzchniowej otrzymanych powłok. zastosowane metody pozwalają na uzyskanie wielofazowej powłoki o wysokiej twardości. słowa kluczowe: natapianie; natryskiwanie cieplne; metoda hvof; powłoka ni-cr-b-si abstract this paper covers the selected methods of manufacturing the ni-cr-b-si coatings. it describes the surfacing process in the vacuum furnace and the high velocity oxy fuel thermal spraying (hvof). the surfacing and thermal spraying processes were carried out. the paper presents results of the microscopic research and the surface hardness measurements of the obtained coatings. applied methods allow for achieving a multiphase coating with high hardness. keywords: surfacing; thermal spraying; hvof method; ni-crb-si coating wstęp trwałości eksploatacyjną części i elementów maszyn można podnieść w znaczący sposób za pomocą wytwarzania warstw i powłok, które korzystnie zmieniają właściwości powierzchniowe oraz zabezpieczają rdzeń elementu przed szkodliwym działaniem środowiska. do wytwarzania warstw i powłok odpornych na zużycie ścierne służą na ogół stopy na bazie żelaza, kobaltu i niklu [1]. stopy ni-cr-b-si znajdują zastosowanie jako materiał do wytwarzania warstw i powłok, głównie poprzez napawanie lub natryskiwanie cieplne. stosuje się je jako pokrycia narzędzi i elementów maszyn przeznaczonych do produkcji m.in. szkła, ceramiki, cementu oraz stali [2]. powłoki ni-cr-b-si charakteryzują się wysoką odpornością na zużycie ścierne, odpornością na działanie wysokiej temperatury oraz odpornością na korozję. dobre właściwości tych powłok wynikają z mikrostruktury po krystalizacji. w większości stopów z tej grupy tworzą się fazy borków niklu oraz chromu, które umacniają niklową osnowę. stosunek ilości twardych faz do plastycznej osnowy powinien być dobrany zgodnie z przeznaczeniem powłoki, np. dla powłok pracujących na zużycie ścierne powinien on być wyższy, niż dla powłok żaroodpornych [1÷3]. natapianie w piecu próżniowym natapianie polega na nakładaniu stopionego materiału powłokowego na podłoże w stanie stałym. zjawiska fizyczne i fizykochemiczne podczas natapiania są zbliżone adam kondej przeglad welding technology review do lutowania. proces można prowadzić z wykorzystaniem różnych źródeł ciepła, np. stosując urządzenia spawalnicze, piece atmosferowe lub próżniowe. schemat natapiania przedstawiono na rysunku 1. rys. 1. schemat natapiania fig. 1. the surfacing process scheme proces natapiania w piecu próżniowym składa się z trzech etapów. w pierwszym następuje nagrzewanie i topienie materiału powłokowego. nagrzewanie odbywa się z określoną szybkością, z przystankami temperaturowymi lub bez. drugi etap obejmuje wygrzewanie 29przegląd  spawalnictwa vol. 89 3/2017 ciekłego stopu w zadanej temperaturze przez określony czas. w trzecim etapie następuje chłodzenie i krystalizacja ciekłego stopu przy obniżonym ciśnieniu komory roboczej. temperatura procesu zależy od temperatury likwidus zastosowanego stopu, np. dla stopów ni-cr-b-si wynosi powyżej 1000 °c. w miejscach fizycznego kontaktu ciekłego stopu z podłożem zachodzi dyfuzja pierwiastków. wielkość tworzącej się strefy dyfuzyjnej zależy od czasu i temperatury procesu [4,5]. parametry procesu natapiania jako materiał powłokowy zastosowano stop ni-cr-b-si w postaci pasty – oznaczenie bni-2, którego skład chemiczny przedstawiono w tablicy i. stop natapiano na próbki ze stali 42crmo4. proces wykonano w laboratoryjnym piecu próżniowym, przy następujących parametrach: temperatura 1075 °c, czas wygrzewania 30 minut, szybkość nagrzewania 15 °c/min, ciśnienie w komorze roboczej 10-3 mbar, chłodzenie wolne – z piecem. tablica i. skład chemiczny stopu ni-cr-b-si – pasta bni-2 [6] table i. the chemical composition of the ni-cr-b-si alloy – the bni-2 paste [6] skład chemiczny [% wag.] ni cr si b fe 82,3 7,0 4,5 3,2 3,0 mikrostruktura natapianej   powłoki ni-cr-b-si obrazy mikroskopowe natapianej powłoki ni-cr-b-si przedstawiono na rysunku 2. powłoka jest wielofazowa, osnowę stanowi roztwór stały na bazie niklu. wydzielenia borków chromu oraz borków i krzemków niklu umacniają plastyczną osnowę. połączenie powłoki z podłożem ma charakter dyfuzyjny. w strefie dyfuzji tworzą się fazy, rozrastające się w głąb podłoża, głównie po granicach ziaren, są to najprawdopodobniej borki żelaza. na powierzchni powłoki obecne są wydzielenia borków chromu o nieregularnym kształcie [3,7].   a) rys. 2. obraz mikroskopowy natapianej powłoki ni-cr-b-si: a) zgład, b) powierzchnia powłoki fig. 2. the microscopic image of the surfaced ni-cr-b-si coating: a) the metallographic section b) the coating’s surface parametry procesu natryskiwania hvof do prób natryskiwania hvof zastosowano proszek ni-cr-b-si firmy castolin eutectic – borotec 10009. skład chemiczny proszku zamieszczono w tablicy ii. bezpośrednio przed natryskiwaniem próbki poddano obróbce strumieniowo-ściernej elektrokorundem nr 14. natryskiwanie prowadzono w sposób ręczny przy użyciu naddźwiękowego pistoletu płomieniowego firmy amil werkstofftechnologie gmbh rys. 3. schemat natryskiwania hvof fig. 3. the hvof spraying scheme   b) naddźwiękowe natryskiwanie płomieniowe natryskiwanie cieplne należy do podstawowych metod wytwarzania powłok ochronnych, odpornych na zużycie ścierne, korozję oraz o innych, specjalnych właściwościach. jedną z metod natryskiwania cieplnego jest naddźwiękowe natryskiwanie płomieniowe (hvof). w procesie natryskiwania hvof źródłem ciepła jest płomień powstający ze spalania mieszanki tlenu i gazowego lub płynnego paliwa. materiał powłokowy w postaci proszku jest dostarczany pneumatycznie przez podajnik do strumienia spalanych gazów. ziarna proszku przelatując przez płomień, nagrzewają się powyżej temperatury granicy plastyczności. strumień gazów spalinowych wyrzuca cząstki materiału powłokowego z prędkościami naddźwiękowymi (powyżej 600 m/s) nadając im dużą energię kinetyczną. krótki czas przebywania w strumieniu gazów ogranicza proces utleniania cząstek proszku i zmian ich składu fazowego. powłoki natryskane metodą naddźwiękową mają małą porowatość (<1%), małą zawartość tlenków oraz bardzo dobrą przyczepności do podłoża. schemat natryskiwania hvof zamieszczono na rysunku 3 [8,9]. 30 przegląd  spawalnictwa vol. 89 3/2017 mikrostruktura natryskanej   powłoki ni-cr-b-si obrazy mikroskopowe natryskanej i nieprzetopionej powłoki ni-cr-b-si przedstawiono na rysunku 5. połączenie powłoki z podłożem ma charakter adhezyjny. w powłoce widoczne są odkształcone plastycznie cząstki natryskanego proszku. w wyniku uderzeń cząstek nastąpiło także odkształcenie plastyczne warstwy wierzchniej podłoża. po procesie przetapiania połączenie powłoki z podłożem ma charakter dyfuzyjny. powłoka uległa całkowitemu przetopieniu – brak odkształconych plastycznie cząstek natryskanego proszku. mikrostruktura wielofazowej powłoki różni się od powłoki natapianej w piecu próżniowym. wyraźna różnica dotyczy kształtu wydzieleń wewnątrz powłoki, jak i na jej powierzchni. w powłoce natryskanej i przetopionej wydzielenia mają postać drobnych igieł, gęsto rozmieszczonych w całej objętości powłoki oraz na jej powierzchni. obrazy mikroskopowe natryskanej i przetopionej powłoki ni-cr-b-si przedstawiono na rysunku 6.   a) rys. 5. obraz mikroskopowy natryskanej powłoki ni-cr-b-si: a) zgład, b) powierzchnia powłoki fig. 5. the microscopic image of the thermal sprayed ni-cr-b-si coating: a) the metallographic section b) the coating’s surface rys. 6. obraz mikroskopowy natryskanej i przetopionej powłoki ni-cr-b-si: a) zgład, b) powierzchnia powłoki fig. 6. the microscopic image of the thermal sprayed and remelted ni-cr-b-si coating: a) the metallographic section b) the coating’s surface (rys. 4) według następujących parametrów: ciśnienie tlenu 0,8 mpa, ciśnienie propanu 0,4 mpa, ciśnienie sprężonego powietrza 0,55 mpa, odległość pistoletu od powierzchni natryskiwanej 200 mm. część próbek z natryskanymi powłokami poddano procesowi przetapiania w piecu próżniowym – parametry jak podczas natapiania piecowego. tablica ii. skład chemiczny proszku ni-cr-b-si – castolin eutectic borotec 10009 [10] table ii. the chemical composition of the ni-cr-b-si powder – castolin eutectic borotec 10009 [10] skład chemiczny [% wag.] ni cr si fe b c o p s 71,87 15,67 4,24 3,80 3,32 0,69 0,40 0,004 0,004 rys. 4. proces ręcznego natryskiwania hvof fig. 4. the process of manual hvof thermal spraying   a)   b)   b) 31przegląd  spawalnictwa vol. 89 3/2017 pomiary twardości powierzchniowej   powłok ni-cr-b-si pomiary twardości wykonano metodą vickersa przy obciążeniu 5 kg (hv0,5). twardość mierzono w pięciu miejscach na powierzchni danej powłoki. do pomiarów wykorzystano automatyczny twardościomierz struers durascan 70. na rysunku 7 zamieszczono wykres kolumnowy średnich wartości twardości hv0,5 dla poszczególnych próbek wraz z odchyleniami standardowymi. największą twardością powierzchniową charakteryzuje się powłoka natryskana cieplnie i przetapiana w piecu próżniowym (próbka nc+p) – 828 hv0,5. natryskana powłoka, niepoddana przetapianiu (próbka nc), ma niższą twardość o 45 hv0,5. natapiana powłoka bni-2 (próbka np) charakteryzuje się twardością powierzchniową na poziomie 711 hv0,5. na powierzchni powłoki bni-2 występują wydzielenia o wysokiej twardości, wskazania dla tych miejsc przekraczały niekiedy 950 hv0,5. niklowa osnowa powłoki posiada znacznie niższą twardość. powłoka jest różnorodna pod względem twardości. dla tego przypadku otrzymano największe odchylenie standardowe. rys. 7. średnie wartości twardości powierzchniowej powłok ni-crb-si: np – powłoka natapiana w piecu próżniowym, nc – powłoka natryskana cieplnie, nc+p – powłoka natryskana cieplnie i przetapiana fig. 7. the average values of the surface hardness of the ni-cr-bsi coatings: np – surfaced coating, nc – thermal sprayed coating, nc+p surfaced and remelted coating literatura [1] t. nastaj: badanie odporności na zużycie ścierne powłok napawanych stopami na baize niklu. eksploatacja i niezawodność, nr 2, s. 49-51, 2003. [2] o. knotek, e. lugscheider: brazing filler metals based on reacting ni-cr-bsi alloys. welding research supplement, p. 314-318, 1976. [3] a. kondej, t. babul, j. brzozowska: wybrane właściwości natapianej powłoki ni-cr-b-si. inżynieria powierzchni, nr 3, s. 33-38, 2016. [4] t. babul, a. kondej: modyfikacja powierzchni stali przez natapianie pasty bni-2. przegląd spawalnictwa, nr 4, s. 28–32, 2015. [5] a. kondej, t. babul: struktura wielofazowej powłoki otrzymanej po natapianiu pasty bni-2 na podłoże stalowe. inżynieria powierzchni, nr 3, s. 10-16, 2015. [6] www.aimtek.com [7] a. kondej, t. babul: mikrostruktura natapianej powłoki ni-cr-b-si. przegląd spawalnictwa, nr 3, s. 23-26, 2016. [8] k. ferenc: spawalnictwo. wydawnictwo wnt, warszawa, 2013. [9] w. milewski, k. butkiewicz: wykorzystanie metod hvof w przemyśle. inżynieria powierzchni, nr 3, s. 64-70, 2006. [10] a. olbrycht, sz. pawlik: wpływ zawartości kobaltu na właściwości powłok wc-co natryskiwanych naddźwiękowo. inżynieria powierzchni, nr 3, s. 45-53, 2016. [11] www.castolin.com podsumowanie natryskiwanie cieplne metodą hvof pozwala na otrzymywanie powłok ni-cr-b-si. proces wymaga odpowiedniego przygotowania powierzchni podłoża przez obróbkę strumieniowo-ścierną w celu rozwinięcia powierzchni i zwiększenia przyczepności powłoki z podłożem. połączenie powłoki z podłożem ma charakter adhezyjny. powłoki ni-crb-si należą do grupy powłok przetapialnych. przetapianie natryskanej powłoki powoduję zmianę jej mikrostruktury, zmniejsza porowatość, zwiększa szczelność, aktywuje zjawiska dyfuzyjne, przez co przyczepność powłoki z podłożem jest większa. zaletą natryskiwania cieplnego jest mała ilość ciepła wprowadzana do podłoża, dzięki czemu jego mikrostruktura nie ulega zmianie. alternatywną metodą wytwarzania powłok ni-cr-b-si jest natapianie w piecu próżniowym. metoda nie wymaga stosowania obróbki strumieniowo-ściernej w celu przygotowania powierzchni pod powłokę. obecność próżni zapewnia ochronę materiału podłoża oraz stopu przed utlenianiem w trakcie procesu. wytwarzanie powłoki w piecu próżniowym odbywa się w wysokiej temperaturze, co może powodować niekorzystne zmiany strukturalne w materiale podłoża. rozrost ziarna ma wpływ na obniżenie wytrzymałości rdzenia, dlatego elementy pracujące przy dużych obciążeniach należy poddać dodatkowo obróbce cieplnej. rodzaj i parametry obróbki cieplnej dobiera się do gatunku materiału podłoża oraz warunków pracy gotowego elementu. zastosowanie pieca próżniowego z gazowym chłodzeniem komory roboczej pozwala na przeprowadzenie procesów natapiania i obróbki cieplnej w jednej operacji. badania.zrealizowano.w.instytucie.mechaniki.precyzyjnej.w.ramach.pracy.statutowej.. pt ..„modyfikacja.powierzchni.stali.z.wykorzystaniem.stopów.na.bazie.metali.nieżelaznych” . 201310_pspaw_fg98.pdf 10 przegląd spawalnictwa 10/2013 aleksander borek ryszard grzelka andrzej klimpel sebastian mucha bartłomiej ścibisz technologie laserowe spawania, wytwarzania i obróbki cieplnej warstw wierzchnich laser welding, cladding and heat treatment  technologies p o d a inż and ze im e – politechnika śląska, m inż a ek ande o ek – system m inż ry za d ze ka m inż se a tian a – plasma system, m inż a tłomie i i z – lasertec. a t a t the article presents research results performed in company lasertec. the studies were taken to elaborate industrial technological conditions of laser keyhole welding and laser hybrid welding laser + gma of selected constructional steel joints, large area cladding of boiler elements, mining tools and regeneration cladding of turbine blades edges, as well as thermal treatment of surface layers of parts made of tool steel. st e z zenie w artykule opisano wyniki badań prowadzonych w firmie lasertec nad opracowaniem przemysłowych warunków technologicznych spawania laserowego techniką z oczkiem spoiny oraz spawania hybrydowego laser + gma wybranych złączy konstrukcji stalowych, napawania dużych powierzchni ekranów instalacji kotłowych, narzędzi górniczych oraz napawania regeneracyjnego krawędzi łopatek turbin, a także obróbki cieplnej warstw wierzchnich części ze stali narzędziowych. t promieniowanie laserowe i związany z tym termin (akronim) laser uznaje się za jeden z najważniejszych wynalazków czasów nowożytnych, wywierających największy wpływ na rozwój techniczny i cywilizacyjny ludzkości. genialny naukowiec i filozof albert einstein [1, 2] w 1917 r. ogłosił drukiem pracę teoretyczną na temat: mechaniki kwantowej, efektu fotoelektrycznego, kwantowej budowy światła i możliwości stymulacji emisji koherentnego, monochromatycznego promieniowania elekromagnetycznego, tworząc podstawy nowoczesnych spawalniczych technologii laserowych spawania, deponowania (napawania), stopowania, obróbki cieplnej, ablacji oraz cięcia. jedno z pierwszych zastosowań przemysłowych technologii laserowych w spawalnictwie miało miejsce już na początku lat 70. ub.w., a było to cięcie laserem gazowym co2 blach stalowych, zapewniające wyższą jakość i wydajność cięcia blach o grubości do 10÷15 mm niż w procesach cięcia tlenem i cięcia łukiem plazmowym [3]. najnowsze rozwiązania konstrukcji generatorów wiązki laserowej, a zwłaszcza laserów na ciele stałym, prętowych, włóknowych i tarczowych (dyskowych), zapewniają coraz wyższe moce wiązki laserowej przy niższych kosztach urządzeń. nowoczesne spawalnicze urządzenia laserowe dają możliwość dokładnej regulacji wszystkich parametrów wiązki laserowej, czyli: rodzaju promieniowania ciągłego, impulsowego lub udarowego (modów roboczych wiązki laserowej), kształtu i wymiarów ogniska, gęstości mocy, długości ogniskowej, a także śledzenia i sterowania torem przesuwu wiązki laserowej itd. [4]. dodatkowo, stosunkowo proste i lekkie konstrukcje spawalniczych głowic laserowych sprawiają, że łatwa jest automatyzacja i robotyzacja procesów cięcia, 11przegląd spawalnictwa 10/2013 przebijania, spawania, napawania, stopowania, czy obróbki cieplnej warstw wierzchnich. przemysł światowy coraz powszechniej stosuje lasery do ręcznego lub półautomatycznego napawania warstw o małych powierzchniach w trudno dostępnych miejscach oraz do czyszczenia ablacyjnego powierzchni różnorodnych konstrukcji, w zasadzie z dowolnych materiałów inżynierskich. w przypadku produkcji seryjnej i masowej właśnie laserowe technologie spawalnicze są niezastąpione od kilkunastu lat i to nie tylko z uwagi na wysoką jakość tych procesów, ale i coraz wyższą opłacalność [4]. spawanie laserowe złączy doczołowych, teowych, zakładkowych, narożnych, przylgowych, kołnierzowych, a więc w zasadzie wszystkich typowych złączy konstrukcji spawanych wykonanych ze spawalnych materiałów inżynierskich, polega na stapianiu obszaru łączenia ciepłem wytworzonym w wyniku doprowadzenia do tego obszaru skoncentrowanej wiązki promieniowania laserowego o bardzo dużej gęstości mocy, rzędu 102 ÷ 1011 w/mm2 [4]. spawanie laserowe może być prowadzone techniką spawania bez materiału dodatkowego z oczkiem spoiny (grubość złączy do 20÷30 mm) lub z jeziorkiem spoiny (grubość złączy ry 1 schemat spawania laserowego złącza doczołowego blach techniką z oczkiem spoiny i z jeziorkiem spoiny oraz widok stanowisk do spawania laserowego [6] i 1 scheme of laser welding of butt joint with keyhole welding technique and with weld pool technique and view of a laser welding station [6] ry 2 schemat spawania hybrydowego lhw [6] i 2 scheme of lhw hybrid welding [6] 3÷5 mm), jednostronnie lub dwustronnie (rys. 1). w przypadku złączy o większej grubości, szczególnie zaś złączy konstrukcji ze stali trudno spawalnych o wysokiej granicy plastyczności, prowadzone jest coraz częściej spawane z oczkiem spoiny z materiałem dodatkowym lub spawanie hybrydowe – lhw – spawanie laserowe + spawanie gma (rys. 2) [4]. technologie laserowe tworzenia warstw wierzchnich części maszyn i urządzeń rozwijane są od wielu lat, przynosząc bardzo wymierne efekty ekonomiczne w wyniku znacznego zwiększenia właściwości trybologicznych, odporności na korozję, żarowytrzymałości itd. [4÷6]. warstwy wierzchnie mogą być napawane w zasadzie wszystkimi znanymi materiałami metalowymi i cermetalowymi, o grubości od dziesiętnych części milimetra do nawet powyżej 10 mm techniką napawania wielowarstwowego, zapewniając jednocześnie bardzo dokładne sterowanie udziałem materiału podłoża w nakładanej warstwie, od 2 do 90% (rys. 3). tak niski udział materiału podłoża sprawia, że już w pierwszej warstwie można uzyskać wymagany skład chemiczny warstwy wierzchniej. jeżeli wymagane jest wytworzenie warstwy wierzchniej o małej grubości, nawet rzędu kilku µm, lecz o wyższych właściwościach użytkowych niż materiał podłoża, na powierzchniach roboczych części maszyn i urządzeń niezastąpione są techniki laserowe stopowania, przetapiania, czy coraz powszechniej stosowanej obróbki cieplnej (rys. 4) [5]. p zemy łowe za to owania te no o ii a e owy s awanie a e owe w budowie nowoczesnych maszyn i urządzeń coraz częściej wymagane jest użycie blach w arkuszach o gabarytach, których dla danej grubości nie da się wyprodukować w technologii walcowania (tabl. i). wtedy konieczne jest łączenie doczołowo arkuszy w celu uzyskania wymiarów wymaganych przez konstruktorów maszyn i urządzeń. technologia spawania 12 przegląd spawalnictwa 10/2013 ry 3 schemat procesu napawania laserowego z jednoczesnym podawaniem materiałów dodatkowych: proszku i drutu do jeziorka ciekłego metalu warstwy wierzchniej oraz widok stanowiska do tego procesu w plasma system s.a. [7] i 3 scheme of laser cladding process with simultaneous wire and powder feeding to the molten welding pool of surface layer and the view of laser cladding station at plasma system s.a. [7] ry 4 schemat procesu laserowego stopowania lub obróbki cieplnej z podawaniem materiału stopującego w postaci proszku i/lub gazu osłonowego do jeziorka ciekłego metalu warstwy wierzchniej. obszar, a: proces stopowania – jeziorko ciekłego metalu, proces obróbki cieplnej – warstwa nagrzana do temp. obróbki, np. temp. hartowania [6] i 4 scheme of laser surface alloying or heat treatment process with feeding of alloying material in form of powder and/or shield gas to the molten welding pool of surface layer. area a: alloying process – molten welding pool, heat treatment process – surface layer heated to treatment temperature, e.g. temperature of hardening [6] laserowego umożliwia wykonanie między blachami złącza doczołowego o bardzo wysokiej jakości bez materiału dodatkowego i konieczności obróbki mechanicznej po spawaniu (tabl. ii, rys. 5). ponadto mała ilość ciepła wprowadzana podczas spawania minimalizuje naprężenia i odkształcenia spawalnicze. blachy z cynku i stopów cynku są coraz częściej stosowane na elementy pokrycia dachów i elewacji budynków, instalacje rynnowe i konstrukcje instalacji chemicznych, z uwagi na bardzo wysoką odporność cynku na korozję ogólną, a zwłaszcza korozję atmosferyczną. właściwości fizyczne cynku sprawiają, że spawanie złączy konstrukcji z tego materiału jest utrudnione, głównie z uwagi na niską temperaturę topnienia i parowania: 419oc i 907oc (tabl. iii i iv). spawanie złączy doczołowych blach ze stopów cynku prowadzone jest zwykle metodą gta ,pta lub spawania gazowego. możliwe jest również wykonywanie złączy zakładkowych blach za pomocą zgrzewata i a i skład chemiczny materiałów badanych blach s355j2c+m ta e i chemical composition of tested plates s355j2c+m c si mn p s cu max. 0,2 max. 0,55 max. 1,6 max. 0,03 max. 0,03 max. 0,55 ry 5 widok lica i grani spoiny czołowej oraz zgład metalograficzny złącza doczołowego spawanego laserem diodowym wysokiej mocy hpdl, długość ogniskowej wiązki 100 mm, średnica ogniska wiązki 0,3 mm, położenie ogniska na górnej powierzchni złącza blach, natężenie przepływu gazu osłonowego argonu – 12 l/min: a) moc wiązki lasera 1000 w, prędkość spawania 10 mm/s, b) moc wiązki lasera 2000 w, prędkość spawania 15 mm/s [6] i 5 a view of face and root of the butt weld and a cross-section of the butt joint laser welded with high power diode laser hpdl, beam focal length 100 mm, size of the focus ø0,3 mm, position of the focus on the top the surface of the joint, intensity of the argon shielding gas flow – 12 l/min: a) laser beam power 1000 w, welding speed 10 mm/s, b) laser beam focus 2000 w, welding speed 15 mm/s [6] 13przegląd spawalnictwa 10/2013 ta i a ii średnie wartości pomiaru twardości hv1 badanej na przekroju złącza dla parametrów a) i b) wg rysunku 5 ta e ii. average values of hardness hv1 tests examined on the cross-section of the joint for parameters a) and b) acc. to fig. 5 obszar pomiaru parametry a) parametry b) materiał rodzimy 183 190 swc 255 254 spoina 361 375 ta i a iv właściwości mechaniczne i skład chemiczny materiałów badanych blach ze stopu cynku zn-ti o wymiarach 0,75x365 mm, wg atestu huty silesia ta e iv mechanical properties and chemical composition of tested zinc alloy zn-ti sheet of dimensions 0,75x365 mm, according to huta silesia material certificate ry 6 elementy instalacji rynnowej wykonane z blach ze stopu zn-ti, oraz widok lica spoiny i zgład makro złącza doczołowego spawanego laserem na ciele stałym, moc wiązki 180÷200 w, prędkość spawania 0,8÷1,0 m/min, średnica wiązki 80 µm, długość ogniskowej wiązki 223 mm, położenie ogniska na górnej powierzchni złącza blach, natężenie przepływu gazu osłonowego argonu – 10 l/min, natężenie przepływu powietrza dyszy poprzecznej – 12 l/min [6] i 6 a view of elements of roof gutter installation made of zinc alloy zn-ti sheets, and a view of the face of weld and the cross-section of butt joint laser welded with solid state laser, laser power 180÷200 w, welding speed 0,8÷1,0 m/min, beam diameter 80 µm, focal length 223 mm, position of the focus on the top the surface of the joint, intensity of the argon shielding gas flow – 10 l/min, intensity of the cross jet air flow – 12 l/min [6] ta i a iii właściwości fizyczne cynku ta e iii physical properties of zinc temperatura topnienia oc temperatura parowania oc gęstość właściwa g/cm3 współczynnik rozsz. liniowej 10-6 k-1 współczynnik przewodnictwa cieplnego w/mk twardość hb 419 907 7,14 39,7 113 32-40 właściwości mechaniczne skład chemiczny rm mpa r0,2 mpa a5 % twardość hv pb cd fe cu ti al zn 119,25 73,25 79,25 44,8 0,0004 0,0011 0,001 0,032 0,0192 0,0066 99,939 14 przegląd spawalnictwa 10/2013 nia oporowego punktowego i liniowego. wyniki badań nad opracowaniem technologii spawania lb laserem o wysokiej jakości wiązki, rzędu 2 mm x mrad, złączy doczołowych elementów rynnowych z blach ze stopu cynku zn-ti przedstawiono na rysunku 6. na awanie a e owe technologia napawania laserowego umożliwia wytworzenie użytkowej warstwy wierzchniej na nowych elementach oraz precyzyjną regenerację części maszyn i urządzeń. precyzja oraz elastyczność procesu umożliwia regenerację części, których naprawa do tej pory nie była technologicznie możliwa lub ekonomicznie uzasadniona oraz zastąpienie nim konwencjonalnych technologii regeneracji w celu zwiększenia jakości wykonanej naprawy oraz skrócenia jej czasu. przekłada się to bezpośrednio na zmniejszenie kosztów nie tylko samej regeneracji, ale również kosztów związanych z przestojem maszyn. oszczędności wynikają również ze skrócenia czasu obróbki mechanicznej po napawaniu laserowym w porównaniu z konwencjonalnymi technologiami napawania, co wynika z możliwości nakładania bardzo równomiernych warstw oraz ograniczenia naddatku na obróbkę mechaniczną (rys. 7÷11). la e owa o ka ie na wa tw wie z ni technologia hartowania laserowego jest technologią zdecydowanie mniej energochłonną niż tradycyjne metody hartowania piecowego i indukcyjnego [4]. energia ry 7 warstwa wykonana technologią napawania laserowego [6] i 7 layer cladded using laser technology [6] ry 8 proces napawania laserowego na wielkogabarytowym elemencie cylindrycznym [6] i 8 laser cladding process on a large-size cylindrical element [6] ry 9 regeneracja krawędzi natarcia łopatki ze stali nierdzewnej materiałem na bazie kobaltu oraz zrobotyzowane stanowisko do regeneracji łopatek technologią napawania laserowego [6] i 9 regeneration of the edge of stainless steel blade using a cobalt base material and a view of a robotized station for regeneration of blades with laser cladding technology [6] 15przegląd spawalnictwa 10/2013 ry 10 wał naprawiony metodą napawania laserowego. widok wału po procesie oraz po obróbce mechanicznej [6] i 10 a shaft repaired using laser cladding technology. a view of the shaft after machining [6] ry 11 napawanie laserowe wewnętrznej średnicy rury [6] i 11 laser cladding of internal tube diameter [6] hartowania trwa ok. 40÷50 min. analiza techniczna i ekonomiczna wskazuje, że wydajność procesu hartowania laserowego i efektywność jego stosowania w porównaniu z hartowaniem piecowym i indukcyjnym wzrasta wraz ze wzrostem masy elementu. ilość zużywanej energii jest od kilku do kilkudziesięciu razy mniejsza niż w przypadku hartowania metodami tradycyjnymi [4]. podczas hartowania laserowego do elementu wprowadzana jest znacznie mniejsza ilość ciepła niż w konwencjonalnych procesach hartowania. przekłada się to na zdecydowane zmniejszenie naprężeń wewnętrznych, co znacznie obniża odkształcenia przedmiotów obrabianych cieplnie wiązką laserową. efektem tego jest wyeliminowanie dodatkowych operacji technologicznych po samym procesie hartowania, takich jak obróbka wykańczająca, prostowanie, odprężanie. przy projektowaniu i produkcji wyrobu zbędne jest więc uwzględnianie naddatków na obróbkę i dlatego laserowa obróbka cieplna może być łatwo zintegrowana z procesem ich produkcji. wyeliminowanie obróbki wykańczającej już zahartowanej twardej powierzchni elementu w istotnym stopniu zmniejsza czas i energochłonność procesu produkcyjnego. samoczynne chłodzenie się elementów w hartowaniu laserowym powoduje, że całkowicie wyeliminowane jest stosowanie wody i oleju w procesie [6]. wiązką laserową można obrabiać całą powierzchnię roboczą przedmiotów takich jak np.: wałki, tłoczyska, nurniki, matryce, stemple itp., lub tylko część powierzchni roboczej, jak np. krawędzie tnące nożyc czy powierzchnię trącą pierścienia tłokowego (tabl. v i vi). wiązki laserowej jest absorbowana wyłącznie przez obrabianą warstwę wierzchnią elementu przeznaczoną do hartowania, a więc energia jej jest zużywana wyłącznie na nagrzewanie z dużą prędkością warstwy wierzchniej, a rdzeń elementu pozostaje w stanie surowym (rys. 12÷15). zapewnia to wielokrotnie mniejsze zużycie energii w stosunku do tradycyjnych procesów hartowania, a zwłaszcza hartowania piecowego, gdzie cały element nagrzewany jest w piecu do temp. hartowania. przykładem obrazującym zalety hartowania laserowego jest proces hartowania czopu wału ze stali narzędziowej o wymiarach 100x75 mm (rys. 16). zastosowanie hartowania laserem o mocy ciągłej wiązki laserowej 4 kw umożliwia zahartowanie powierzchni zewnętrznej na wymaganą głębokość 2 mm w czasie ok. 70 s, przy zużyciu energii ok. 700 kj [4]. czas hartowania piecowego tego elementu wynosi ok. 2 h, przy zużyciu energii rzędu kilkudziesięciu mj. kolejnym przykładem jest hartowanie wału silnika o masie 1000 kg. hartowanie piecowe takiego elementu trwa ok. 4 h. natomiast hartowanie warstwy wierzchniej wału silnika wiązką lasera o mocy 4 kw umożliwia prowadzenie procesu z wydajnością 2 dm2/min i proces moc lasera w prędkość przesuwu wiązki laserowej m/min twardość warstwy zahartowanej hv0,2 wnl nc11 argon azot argon azot 400 0,2 731,15 777,1 468,5 435,6 1200 0,2 637,3 766,7 417,7 431,25 2000 0,2 653,25 712,95 463,1 447,95 2000 0,1 747,45 693,5 516,7 450,3 uwaga: twardość materiału rodzimego wnl – 257 hv0,2; nc11 – 295 hv0,2. ta i a v wpływ parametrów procesu laserowego hartowania powierzchni płytek ze stali narzędziowej wnl i nc11 oraz rodzaju osłony gazowej na twardość zahartowanej warstwy wierzchniej [4, 6] ta e v influence of laser hardening with diode laser hpdl of surface of a tool steel plates wnl and nc11 process parameters and the type of shielding gas on the hardened layer hardness [4, 6] 16 przegląd spawalnictwa 10/2013 ry 12 wpływ parametrów procesu laserowego hartowania powierzchni płytki ze stali narzędziowej wnl laserem diodowym hpdl na kształt ściegu w atmosferze argonu: a) 0,4 kw, 0,2 m/min; b) 1,4 kw, 0,2 m/min; c) 2,0 kw 0,1 m/min; oraz w atmosferze azotu: d) 0,4 kw 0,2 m/min; e) 1,4 kw, 0,2 m/min; f) 2,0 kw, 0,1 m/min; pow. 10x [4, 6] i 12 influence of laser hardening with diode laser hpdl of surface of a tool steel plate wnl process parameters on the shape of the seam in the atmosphere of argon: a) 0,4 kw, 0,2 m/min; b) 1,4 kw, 0,2 m/min; c) 2,0 kw, 0,1 m/min; in the nitrogen atmosphere; d) 0,4 kw, 0,2 m/min; e) 1,4 kw, 0,2 m/min; f) 2,0 kw, 0,1 m/min; magn. 10x [4, 6] ry 13 wpływ parametrów procesu laserowego hartowania powierzchni płytki ze stali narzędziowej nc11 laserem diodowym hpdl na kształt ściegu w atmosferze argonu: a) 0,4 kw, 0,2 m/min; b) 1,4 kw, 0,2 m/min; c) 2,0 kw, 0,1 m/min; oraz w atmosferze azotu: d) 0,4 kw, 0,2 m/min; e) 1,4 kw, 0,2 m/min; f) 2,0 kw, 0,1 m/min; pow. 10x [4, 6] i 13 influence of laser hardening with diode laser hpdl of surface of a tool steel plate nc11 process parameters on the shape of the seam in the atmosphere of argon: a) 0,4 kw, 0,2 m/min; b) 1,4 kw, 0,2 m/min; c) 2,0 kw, 0,1 m/min; in the nitrogen atmosphere: d) 0,4 kw, 0,2 m/min; e) 1,4 kw, 0,2 m/min; f) 2,0 kw, 0,1 m/min; magn. 10x [4, 6] 17przegląd spawalnictwa 10/2013 ry 14 hartowanie laserem diodowym dużej mocy hpdl zębów koła wykonanego ze stali 45 [6] i 14 laser hardening process with high power diode laser hpdl of the teeth of a gear wheel made of steel 45 [6] ry 15 obszar zahartowany laserem hpdl, materiał rodzimy 20mncr5, prędkość hartowania 3 mm/s, moc lasera 800 w, wielkość ogniska 1,2x17,0 mm [6] i 15 hardened area with hpdl laser, base material 20mncr5, hardening speed 3 mm/s, laser beam power 800 w, focus size 1,2x17,0 mm [6] ry 16 wielowypust wału napędowego ze stali 42crmos4, którego wybrane powierzchnie robocze zahartowano laserem diodowym dużej mocy hpdl moc wiązki laserowej 1200 w, prędkość przesuwu wiązki 10 mm/s, średnica ogniska 7 mm, gaz osłonowy argon o natężeniu przepływu 14 l/min [6] i 16 splines of a shaft made of 42crmos4 steel, on which selected working surfaces were hardened with high power diode laser hpdl, laser beam power 1200 w, laser beam movement speed 10 mm/s, focus diameter 7 mm, shielding gas flow intensity 14 l/min [6] ta i a vi warunki technologiczne obróbki cieplnej powierzchniowej laserem diodowym hpdl materiałów różnych [4, 6] ta e vi technological conditions of surface heat treatment with diode laser hpdl for different kind of materials [4, 6] rodzaj materiału grubość warstwy mm szerokość warstwy mm moc wiązki kw wymiary ogniska mm prędkość przesuwu mm/min twardość warstwy hv0,5 stal 0,45%c 0,9 6,0 1,4 2,0×6,0 500 1000÷1200 żeliwo sferoidalne 0,4÷1,0 6,0 1,4 2,0×6,0 50÷200 600÷650 pierścień tłokowy ze stali 55si7* 0,1÷0,5 1,36 1,37 1,8×3,8 2115 800÷900 stop tytanu ti-6al-4v* 0,3÷0,9 7,0 0,4 2,0×7,0 100÷500 540÷600 hv0,05 s ar na r an n r i i i las r t p rat r art ania a art ana arst a i r c nia a art an s ar arst i r c ni r c← ←←← ← * dodatkowy nadmuch na powierzchnię jeziorka ciekłego metalu azotu o natężeniu przepływu 4÷5 l/min. 18 przegląd spawalnictwa 10/2013 pod mowanie przedstawione wyniki badań i zastosowania pokazują możliwości technologiczne wykorzystania technologii laserowych w przemyśle. technologie laserowego spawania, napawania i obróbki cieplnej mają liczne zalety, które stanowią o ich wyższości nad technologiami konwencjonalnymi. są to w przypadku: – awania duża gęstość mocy i prędkość procesu, możliwość spawania samą wiązką (bez materiału dodatkowego), wysoka precyzja i czystość procesu, możliwość łączenia materiałów trudno spawalnych, różnoimiennych oraz materiałów o różnych grubościach; – a towania możliwość selektywnego hartowania wybranych obszarów elementu, uzyskuje się wówczas drobniejszą strukturę martenzytyczną o wyższej twardości niż w przypadku hartowania piecowego i indukcyjnego, możliwość hartowania elementów wykonanych „na gotowo”, bez konieczności obróbki mechanicznej po hartowaniu, w przeważającej większości przypadków nie stosuje się żadnego medium chłodzącego, brak lub minimalne odkształcenia cieplne hartowanych elementów; jest też możliwość hartowania materiałów nawet o zawartości 0,22% węgla. – na awania łatwość wykonania napoiny z materiałów znacznie różniących się składem chemicznych od materiałów podłoża, otrzymuje się wtedy napoiny o najlepszej jakości ze wszystkich procesów napawania o bardzo drobnoziarnistej strukturze. udział materiału podłoża w napoinie jest bardzo mały, (nawet poniżej 3%), zwykle 5÷10%. możliwe jest tworzenie cienkich powłok o grubości od 0,1 mm do kilku (nawet kilkunastu) milimetrów – większe grubości można napawać wielowarstwowo, metoda zapewnia bowiem bardzo małe oddziaływanie ciepła (swc na poziomie 0,1÷0,5 mm) na nakładany materiał oraz minimalne naprężenia i odkształcenia spawalnicze. lite at a [1] bernstain j.: albert einstein i granice fizyki. świat książki, warszawa 2008. [2] maiman t.h.: stimulated optical radiation in ruby. nature, 1960, 187 (4736), 493494. [3] houldcroft p.: gas-jet laser cutting. british welding journal, august 1967, s. 443. [4] klimpel a.: technologie laserowe. wyd. politechniki śląskiej. gliwice 2012. [5] nowacki j.: spiekane metale i kompozyty z osnową metaliczną. wnt, warszawa 2005. [6] materiały badawcze firmy lasertec www.lasertec.pl. [7] dzięki uprzejmości firmy plasma system s.a. www.plasmasystem.pl. a tyk ły o ikowane w ad an e in ate ia s ien e no 3(37) 2013 55 naukowo-techniczna konferencja spawalnicza spawalnictwo w trzech żywiołach: ziemia – woda – powietrze gdańsk-sobieszewo, 14-16 października 2013 g. gontarz, d. golański, t. chmielewski properties of fe-al type intermetallic layers produced by ac tig method i. pikos, r. kocurek, j. adamiec perspectives of materials for fin tubes r. kocurek, j. adamiec manufacturing technologies of finned tubes m. korzeniowski, t. piwowarczyk, p. kustroń, a. czubak low-energy welding methods used for semi-automatic thin-walled automotive steels t. piwowarczyk, m. korzeniowski, p. kustroń, m. gąbka pulsed arc welding applied to robotized joining of thin car-body steel sheets s. krajewski, j. nowacki preparation of aluminium foam edges for welding k. pańcikiewicz, a. zielińska-lipiec, e. tasak cracking of high-strength steel welded joints ps 001 2016 www.pdf 57przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 porównanie możliwości diagnostycznych  metod magnetycznej pamięci metalu, szumu barkhausena  i niskoczęstotliwościowej impedancji comparison of diagnostic capabilities of metal magnetic memory method, barkhausen noise method and low-frequency impedance spectroscopy method dr  hab.  inż.  maciej  roskosz  – politechnika śląśka;  dr  inż.  mirosław  witoś  – instytut techniczny wojsk lotniczych; dr hab. inż. zbigniew hilary żurek, prof. nzw. pśl.; mgr inż. krzysztof fryczowski – politechnika śląśka. autor korespondencyjny/corresponding author: maciej.roskosz@polsl.pl streszczenie w artykule przedstawiono trzy metody badań nieniszczących: metodę magnetycznej pamięci metalu, szumu barkhausena i niskoczęstotliwościowej impedancji. zwrócono uwagę na niejawny, nieliniowy związek istniejący pomiędzy parametrami mechanicznymi i elektromagnetycznymi materiału, a stanem jego wytężenia i degradacji. omawianą tematykę zobrazowano przykładami, na podstawie których wykazano celowość uwzględnienia charakterystyk częstotliwościowych parametrów elektromagnetycznych materiału w opisie symptomów diagnostycznych metody magnetycznej pamięci metalu i szumu barkhausena. słowa kluczowe: przewodnik; mikrostruktura; przenikalność magnetyczna; konduktywność; degradacja materiału; ndt; shm abstract this paper presents three ndt method: magnetic metal memory method, barkhausen noise method and lfis method. the attention has been drawn to the implicit and non-linear relationship that exists between the mechanical and electromagnetic parameters of the material and the degree of effort and degradation of the structure. presented topic has been illustrated by examples, on the basis of which demonstrated purposefulness of taking in the account frequency characteristics of electromagnetic parameters of the material in the describtion of diagnostic symptoms of metal magnetic memory method and barkhausen noise. keywords: conductor; microstructure; permeability; conductivity; material degradation; ndt; shm wstęp trzy metody badań nieniszczących: magnetyczna pamięć metalu (mpm), szum barkhausena (bn) i niskoczęstotliwościowa spektroskopia impedancji (lfis) umożliwiają identyfikację stanu technicznego przewodnika materiału przewodzącego prąd elektryczny (przewodnika) i jego wytężenia [1÷6]. różnice między ww. metodami dotyczą: – celu i zakresu badań, – typu badanego materiału, – metody magnesowania materiału, – pasma częstotliwości mierzonego sygnału, – algorytmów analizy danych i symptomów diagnostycznych. wspólnym obszarem opisywanych metod są właściwości elektryczne i magnetyczne badanego materiału, które są odwzorowane niejawnie w symptomach diagnostycznych. każda z ww. metod może zwiększyć swoje możliwości funkmaciej roskosz, mirosław witoś, zbigniew hilary żurek, krzysztof fryczowski przeglad welding technology review cjonalne i prawdopodobieństwo poprawnej diagnozy (pod), gdy w algorytmach analizy danych pomiarowych i kryteriach diagnostycznych uwzględni wiedzę pozyskaną przez pozostałe dwie metody efekt synergii. wiedza diagnosty musi być również powiązana z wiedzą specjalisty inżynierii materiałowej w zakresie charakterystyk opisujących główne procesy degradacji materiału (lcf, hcf, vhcf i tmf) [7÷12]. charakterystyka metod badawczych metoda mpm jest przykładem procesu analizy sygnału pozyskanego z obiektu typu „czarna skrzynka”, o nieznanych wymuszeniach i właściwościach (rys. 1). zagadnienie podobne do diagnostyki wibroakustycznej. w tej metodzie 58 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 rys. 1. diagnozowanie obiektu badań (dut) metodami elektromagnetycznymi: a) metoda mpm – proces analizy sygnału; b) metoda bn i lfis – proces analizy systemu (t(t) – temperatura, α(t)naprężenia mechaniczne i termiczne, h(t) – natężenie zewnętrznego pola magnetycznego, b(t) – indukcja magnetyczna w punkcie pomiarowym) fig. 1. diagnosing device under testing (dut) by electromagnetic methods: a) mmm method – a process of signal analysis; b) bn and lfis methods – a process of system analysis (t(t) – temperature, α(t)mechanical and thermal stresses, h(t) – the intensity of an external magnetic field, b(t) – magnetic induction at the measurement point) diagnosta rejestruje i analizuje informację o zastanym namagnesowaniu materiału, która jest nieliniowo skorelowana z mikrostrukturą, historią eksploatacji, poziomem degradacji, gęstością dyslokacji i tarciem wewnętrznym [13]. pozostałe dwie metody są przykładem procesu analizy systemu o nieznanych cechach i sygnałach sterujących, identyfikowanego na bazie odpowiedzi badanego obiektu na znany sygnał wymuszający (rys. 1). w obu aktywnych metodach ndt diagnosta lokalnie przemagnesowuje materiał w celu uzyskania podstawowej informacji o badanym materiale, kasując przy okazji częściowo lub całkowicie informację zapisaną w materiale przez efekty magneto-mechaniczne o historii eksploatacji obiektu. metoda magnetycznej pamięci metalu metoda magnetycznej pamięci metalu jest stosowana do diagnozowania materiałów ferro-magnetycznych i metastabilnych materiałów paramagnetycznych [14]. podczas badań mpm rejestrowane i analizowane są: – zastany rozkład składowej stałej namagnesowania materiału (namagnesowanie resztkowe dla konstrukcji odciążonej, namagnesowanie naprężeniowe dla konstrukcji obciążonej, ślady magnetyczne pozostawione po defektoskopii mt lub robotach do defektoskopii ut i rt); – lokalne anomalie magnetyczne (odstępstwo od trendu, uwzględniające kształt badanego obiektu i jego położenie względem ziemskiego pola magnetycznego). magnesowanie materiału i faza zapisu informacji diagnostycznej jest realizowana przez zewnętrzne pole magnetyczne, naprężenia mechaniczne i termiczne, zmiany temperatury materiału oraz procesy degradacji struktury zmieniające poziom rozpraszania energii wewnętrznej oraz parametry elektryczne i magnetyczne materiału (rys. 2). procesy na które w metodzie mpm diagnosta nie ma wpływu, ale których wypadkowe skutki może wiarygodnie zmierzyć przy pomocy taniego magnetometru. prawdziwe symptomy diagnostyczne mpm (po wykluczeniu fałszywych anomalii magnetycznych z danych pomiarowych) mogą być skorelowane ze stanem naprężeń i, ii i iii rodzaju, niejednorodnością składu chemicznego i struktury (m.in. gęstości dyslokacji, strefą haz spoiny) oraz defektami struktury [6,10,15,16]. metoda mpm umożliwia (rys. 3): – szybką lokalizację obszarów materiału o odmiennych właściwościach magnetycznych i elektrycznych („stref koncentracji naprężeń” wg dubova [11,12]); – diagnozowanie wczesnej fazy degradacji zmęczeniowej materiału, poprzedzającej otwarte pęknięcie, pod warunkiem zachowania staranności metrologicznej i używania wiarygodnych algorytmów analizy danych pomiarowych [1,14]. na podstawie analizy swot i badań własnych wyznaczono mocne i słabe strony metody mpm [14]. stwierdzono m.in., że: – mocną stroną metody mpm są efekty magnetomechaniczne, znane i opisane w literaturze od ponad 150 lat oraz wyniki badań magnesowania naprężeniowego ferromagnetyków w słabym polu magnetycznym wykonane w różnych ośrodkach naukowych na świecie [1,16÷20]. – pn iso 24497:1-3 może być stosowana tylko do diagnozowania spoin spawalniczych nieruchomych obiektów, np. rurociągów i kadłubów maszyn stacjonarnych. – w normie pn iso 24497:1-3 istnieją błędy logiczne, które obniżają pod diagnozy mpm, m.in. w algorytmie i kryteriach diagnostycznych pominięto właściwości elektryczne i magnetyczne materiału! – wszystkie słabe strony metody mpm i jej aplikacji (produktów firmy energodiagnostyka) mogą być usunięte przy obecnym poziomie techniczno-technologicznym i badawczym, np. wykorzystując dostępną komercyjnie kamerę magnetyczną mageye firmy matesy o polu roboczym 8x8 mm dzięki której można uzyskać rozkład powierzchniowy składowej namagnesowania materiału w postaci magnetogramów. rys. 2. zobrazowano podstawy teoretyczne metody mpm magnesowanie naprężeniowe i zmianę namagnesowania resztkowego ferromagnetyka pod wpływem cyklicznego naprężenia mechanicznego i rozpraszania energii w materiale [14,17] fig. 2. ilustration of the theoretical basis of the mmm method –magnetization caused by stress and a change of residual magnetization of ferromagnetic material influenced by cyclic loading and energy dissipation in the material [14,17] 59przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 rys. 3. wykorzystanie efektu mpm ferromagnetyka do diagnozowania ukrytego, szerokopasmowego przeciążenia łopatki nd-37 części niskoprężnej turbiny parowej: a) magnetogram przeciążonej łopatki w fazie poprzedzającej pęknięcie (ma – strefa anomalii magnetycznej skorelowana z linią węzłową drgań); b) magnetogram łopatki nie przeciążonej (referencyjny) [14] fig. 3. mmm effect application for diagnosis of the hidden wideband overload of the lp steam turbine nd-37 blade: a) magnetogram of overloaded blade in the pre-crack phase (ma – magnetic anommaly zone correlated with nodal line of the vibration), b) magnetogram of the reference blade [14] metoda szumu barkhausena metoda szumu barkhausena jest stosowana tylko do diagnozowania stanu wytężenia materiałów ferromagnetycznych i jednorodności ich warstwy wierzchniej [2,5,25]. w badaniach rejestrowany jest sygnał stochastycznego przemieszczania się granic domen magnetycznych podczas sztucznego przemagnesowania materiału z częstotliwością od 0,1 do 120 hz. sygnał krótkotrwałego, szerokopasmowego zaburzenia pola magnetycznego jest wykrywany w pobliżu badanego elementu przy pomocy cewki lub szerokopasmowego magnetometru. ze względu na stochastyczny charakter sygnału, symptomy diagnostyczne muszą być wyznaczane jako średnia wartość z kilku cykli przemagnesowania. są one skorelowane z siłą koercji i stratami histerezy magnetycznej materiału – parametrami umożliwiającymi ocenę ilościową i jakościową mikrostruktury ferromagnetyka, jego twardości mechanicznej i stanu wytężenia oraz stanu zaawansowania procesów zużycia. przykładowe wyniki badań przedstawiono na rysunkach 4 i 5. metoda niskoczęstotliwościowej impedancji metoda niskoczęstotliwościowej impedancji jest stosowana do diagnozowania wszystkich materiałów przewodzących prąd elektryczny (ferromagnetyków, paramagnetyków i diamag-netyków) [4,5]. w warunkach laboratoryjnych pomiary charakterystyk impedancji sondy oraz identyfikacja właściwości elektrycznych i magnetycznych materiału są wykonywane w paśmie od kilku hz do kilku mhz (rys. 6). w badaniach ndt pomiary impedancji są wykonywane tylko na kilku wybranych częstotliwościach lub na częstotliwości rezonansowej sondy. gdy używany jest tani, podręczny mostek lcr, to pomiary impedancji są wykonywane tylko dla 5 rys. 4. relacje pomiędzy naprężeniami a energią szumu barkhausena [21]: a) pomiar w kierunku x prostopadłym do kierunku obciążania, b) pomiar w kierunku y współosiowy z obciążeniem fig.  4. relation between stress and barkhausen noise energy [21]: a) measurement in direction x – perpendicular to direction of the load, b) measurement in direction x – parallel to direction of the load a) b) rys. 5. rozkład amplitudy fft w funkcji częstotliwości (kolor czarny – stan dostawy, kolor czerwony stan po pełzaniu) [22] fig. 5. fft amplitude distribution in function of frequency (black – delivery state, red – after creep test state) [22] 60 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 częstotliwości (100 hz, 120 hz, 1 khz, 10 khz i 100 khz). podczas badań rejestrowane są równocześnie sygnały napięcia u(ω,t) i prądu elektrycznego i(ω,t) w cewce testującej, która jest magnetycznie (indukcyjnie) sprzężona z badanym materiałem. sygnałem referencyjnym jest charakterystyka częstotliwościowa impedancji sondy bez wpływu badanego materiału z0 (ω) i impedancja sondy z wpływem materiału wzorcowego zmw (ω). cewka testująca z wpływem materiału paramagnetycznego jest cewką liniową, natomiast z ferromagnetykiem jest cewką nieliniową. impedancja cewki nieliniowej jest silnie zależna od poziomu sygnału testującego (magnesującego) i charakterystyki b(h) magnesowania badanego materiału ferromagnetycznego. impedancja elektryczna sondy i jej składowe opisuje relacja: z(ω)=u(ω,t)/i(ω,t).=|z|.e-jφ=r+jx gdzie |z|=|z|(ω) jest modułem impedancji (|z|=√r2+x2); φ=φ(ω) jest przesunięciem fazowym między napięciem a natężeniem prądu elektrycznego; r=r(ω) jest rezystancją (oporem czynnym), która odpowiada za prąd płynący w fazie z napięciem i moc czynną; x=x(ω) jest reaktancją (oporem biernym), która odpowiada za prąd przesunięty względem napięcia o ±90° i moc bierną; ω=2πf jest częstością kołową; j jest jednostką urojoną liczby zespolonej (j2=-1). impedancja sondy (cewki powietrznej) bez oddziaływania badanego materiału i pojemności toru pomiarowego jest opisana relacją: z0=r0+jωl0 rys. 6. charakterystyka impedancji sondy sprzężonej z stabilną stalą austenityczną, przed i po próbie zmęczeniowej (rp – impedancja obwodu równoległego lcr, srf – częstotliwość rezonansowa sondy sprzęgniętej z materiałem) fig. 6. impedance characteristics of probe inductive coupling with austenitic stainless steel before and after the fatigue test (rp– impedance of parallel lcr circuit, srf – self resonance frequency of probe coupling with the test material) impedancja cewki powietrznej z oddziaływaniem badanego materiału opisuje zależność [24]: zeq=z0+(ω2m2)/(re+jωle)= =(r0+(ω2m2)/(re2+(ωle)2)re)+ +jω(l0-(ω2m2)/(re2+(ωle)2le) gdzie re i le są ekwiwalentną rezystancją i indukcyjnością pętli prądów wirowych na powierzchni badanego materiału; m jest indukcyjnością wzajemną. parametry elektryczne i magnetyczne przewodnika: – zespolona konduktywność elektryczna σ=σ1+jσ2=j⁄e, która odwzorowuje relację między gęstością prądu elektrycznego j w materiale z natężeniem pola elektrycznego e powodującego przepływ tego prądu; – zespolona przenikalność elektryczna ε=ε1+jε2=d⁄e, która charakteryzuje zdolność materiału do zmiany indukcji pola elektrycznego d przy zmianie natężenia pola elektrycznego e; – zespolona przenikalność magnetyczna μ=μ1+jμ2=b⁄h, która określa zdolność materiału do zmiany indukcji magnetycznej b przy zmianie natężenia pola magnetycznego h. są wyznaczane z wyników pomiarów impedancji elektrycznej sondy na podstawie obwodu zastępczego materiału (rzeczywistego induktora), modelu transformatora i dodatkowych relacji σ∝r-1,.ε∝c,.μ∝l możliwości diagnostyczne metody niskoczęstotliwościowej impedancji, wykraczające poza typowy zakres badań ndt, zobrazowano na rysunku 7. 1) 2) 3) 4) 61przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 rys. 7. symptomy diagnostyczne (estymatory par1 i par2) w paśmie niskich częstotliwości dla danych z: a) próby hcf stali austenitycznej; b) kontroli jakości stopu aluminium (linie przerywane – częstotliwości podręcznego mostka lcr typ ut-612) [4] fig. 7. diagnostic symptoms (estimators par1 and par2) in the low frequency band for the data of: a) high cycle fatigue of austenitic steel; b) quality control of the aluminum alloy (dashed lines the measurement frequency of the ut-612 lcr meters) [4] wnioski najszersze możliwości funkcjonalne w diagnozowaniu przewodników posiada metoda niskoczęstotliwościowej spektroskopii impedancji, która umożliwia ilościową i jakościową ocenę materiałów ferromagnetycznych, paramagnetycznych i diamagnetycznych, w tym: – identyfikację parametrów elektrycznych i magnetycznych materiału, – weryfikację składu chemicznego i mikrostruktury, – detekcję ukrytych defektów mikrostruktury. aplikacją niskoczęstotliwościowej spektroskopii impedancji jest metoda wieloczęstotliwościowych prądów wirowych [23] pmft, która jest stosowana w przemyśle do kontroli jakości produkcji. magnetyczna pamięci metalu i szum barkhausena są cechami materiału ferromagnetycznego i wzajemnie uzupełniającymi się symptomami diagnostycznymi, wynikającymi w sposób niejawny z charakterystyk częstotliwościowych: – zespolonej konduktywności elektrycznej, – zespolonej przenikalności magnetycznej. charakterystyki materiałów magnetycznych, wyznaczane w zadanych warunkach otoczenia przy pomocy prądów zmiennych, są w dużej mierze charakterystykami umownymi. w tym przypadku właściwości magnetyczne materiału są ściśle związane ze zjawiskiem prądów wirowych, które są silnie zależne od przewodności właściwej materiału, przenikalności magnetycznej, częstotliwości przemagnesowywania oraz kształtu i wymiarów próbki. literatura [1] r. stegemann et al.: metal magnetic memory technique – prospects and restrictions, 19th wcndt, monachium, 13-17.06.2016. [2] j. błachnio: efekt barkhausena w diagnostyce elementów maszyn. biblioteka problemów eksploatacji, wydawnictwo naukowe instytutu technologii eksploatacji – pib, radom, 2009. [3] impedance measurement handbook. a guide to measurement technology and techniques. 4th edition, keysight technologies, 2014. [4] z. h. żurek, m. witoś: diagnostics of degradative changes in paramagnetic alloys with the use of low frequency impedance spectroscopy, 7th international symposium on ndt in aerospace, bremen, 16-18.11.2015. [5] m. roskosz, k. fryczowski: porównanie szumu barkhausena i własnego magnetycznego pola rozproszenia w odkształconych plastycznie próbkach ze stali s235 i p265gh, przegląd spawalnictwa, vol. 84(13), s. 35-40, 2012. 62 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 [6] k. fryczowski, m. roskosz, z. h. żurek: badania wstępne wpływu obciążeń rozciągających na parametry obwodu rlc, przegląd spawalnictwa, vol. 87(12), s. 45-49, 2015. [7] a. a. abrikosov: fundamentals of the theory of metals, north-holland, amsterdam, oxford, new york, tokyo, 1988. [8] a. a. shaniavski: modeling of fatigue cracking of metals. synergetics for aviation, publishing house of scientific and technical literature, monography, ufa, 2007. [9] j. dobrzański: materiałoznawcza interpretacja trwałości stali dla energetyki, open access library, t. 3, s. 1-228, 2011. [10] f. r. n. nabarro: dislocations in a simple cubic lattice, proc. phys. soc. 59(2), s. 256-272, 1947. [11] v.t. vlasov, a.a. dubov: physical theory of the strain – failure, process. part i. physical criteria of metal’s limiting states, publishing house spectr, moscow, 2013. [12] v.t. vlasov, a.a. dubov: physical theory of the strain – failure, process. part ii. process thermodynamics, publishing house spectr, moscow 2016. [13] m. blanter, i. s. golovin: internal friction, in: encyclopedia of iron, steel and their alloys, taylor and francis, new york, s. 1852-1870, 2016. [14] m. witoś, m. zieja, b. kurzyk: it support of nde and shm with application of the metal magnetic memory method, 7th international symposium on ndt in aerospace, bremen, 16-18.11.2015. [15] m. witoś: increasing the durability of turbine engine components through active diagnostics and control, research works of afit, issue 29, p. 324, 2011. [16] k. kashiwaya: fundamentals of nondestructive measurement of biaxial stress in steel utilizing magnetoelastic effect under low magnetic field, jpn. j. appl. phys., 30, p. 2932, 1991. [17] m. f. fischer: note on the effect of repeated stresses on the magnetic properties of steel, bureau of standards journal of research, vol. 1, no. 5, pp. 721-732, 1928. [18] j. a. ewing: magnetic induction in iron and other metals, the electrician, printing and publishing co ltd, london, 1900. [19] r. r. birss, c. a. faunce: stress-induced magnetization in small magnetic fields, journal de physique, colloque c i, supplément au no 2-3, tome 32 février-mars, s. c1686-c1688, 1971. [20] i. m. robertson: magneto-elastic behaviour of steels for naval applications, mrl technical report mrl-tr-90-27, dsto materials research laboratory, 1991. [21] m. roskosz: wykorzystanie własnego magnetycznego pola rozproszenia w diagnostyce elementów ferromagnetycznych, wydawnictwo politechniki śląskiej, gliwice, 2014. [22] roskosz m., fryczowski k., griner s., katunin a.: analiza możliwości oceny procesu pełzania stali x12crmowvnbn10-1-1 na podstawie szumu barkhausena, przegląd spawalnictwa, vol. 11, s. 35-40, 2014. [23] chady t.: inspection of clad materials using massive multi-frequency excitation and spectrogram eddy current method, 19th wcndt, monachium, 13-17.06.2016. [24] sikora r.: elektromagnetyczne metody testowania materii, instytut naukowo-badawczy zturek, 2003. [25] mężyk d.: magnetyczna ocena naprężeń w instalacjach rurociągowych z wykorzystaniem efektu bar-khausena; przegląd spawalnictwa, vol 86, no 5 (2014). 201412_pspaw.pdf 49przegląd spawalnictwa vol. 86  12/2014 influence of diffusible hydrogen on brittle fracture resistibility of metal in heat-affected zone of high-strength carbon steel wpływ wodoru dyfundującego na odporność na kruche pękanie w swc wysokowytrzymałej stali węglowej alexandre gaivoronskiy, sergey kasatkin, cand. sci. (eng.), lyudmila markashova, doctor sci. (eng.), tatyana zuber, engineer – e.o.paton electric welding institute of the national academy of sciences of ukraine, kiev. autor korespondencyjny/corresponding author: gaivoronskiy@paton.kiev.ua abstract influence of diffusible hydrogen on the change of brittle fracture resistibility and mode of haz metal of welded joints on high-strength steels with 0,58% and 0,65% carbon content has been studied. methods of simulation of thermal cycle of welding, saturation of model samples by hydrogen and their subsequent testing at bending were used to determine the influence of diffusible hydrogen on stress intensity factor к1с of haz metal. metal microstructure in haz overheated zone and model sample fractures after testing were studied. it is shown that high-strength carbon steels and their joints have high susceptibility to embrittlement in the presence of hydrogen. metal structural condition plays an essential role here. optimum structure of haz metal is bainiticmartensitic one at more than 1 ratio of structural components. at saturation of joints by diffusion hydrogen occurring in welding, their brittle fracture susceptibility increases. to lower metal embrittlement, it is necessary to apply special welding processes, at which hydrogen saturation of deposited metal is minimum (less than 0,2 ml/100g) or techniques, allowing removal of diffusible hydrogen from the metal after welding. keywords: brittle fracture, diffusible hydrogen, high-strength streszczenie w artykule zaprezentowano wyniki badań poświęconych opisaniu wływu wodoru dyfundującego na kruche pękanie w swc złączy spawanych wysokowytrzymałej stali o stężeniu masowym węgla 0.58% oraz 0,65%. do określenia współczynnika intensywności naprężeń kic w swc użyto metod symulacji cyklu termicznego spawania z możliwością nasycania wodorem swc. przebadano mikrostrukturę przełomów w obszarze przegrzania w swc próbek z symulatora cykli cieplnych spawania. otrzymane wyniki wskazują, że złącza spawane stali o wysokiej wytrzymałości wykazują wysoką skłonność do pęknięć wodorowych. właściwości struktury materiału odgrywają pod tym względem znaczącą rolę. za optymalną strukturę w swc uznaną bainityczno-martenzytyczną. nasycenie złączy wodorem znacząco zwiększa ich skłonność do kruchego pękania. w celu obniżenia kruchości metalu w swc koniecznym jest stosowanie niskowodorowych procesów spawania, w których nasycenie wodorem jest poniżej 0,2 ml/100g stopiwa lub technik pozwalających obniżenie stężenia wodoru po spawaniu w obszarze złącza. słowa kluczowe: pęknięcia wodorowe, stal wysokiej wytrzymałości alexandre gaivoronskiy sergey kasatkin lyudmila markashova tatyana zuber 50 przegląd spawalnictwa vol. 86 12/2014 introduction hot cracking resistance of welded joints of structures and items, made from high-strength steels, depends on the degree of quenching of metal structure in the heat-affected zone (haz). it is also known that diffusible hydrogen, accumulating in structure discontinuities, increases the level of local inner stresses in the metal. this leads to further embrittlement of metal, its ductile properties abruptly decrease, and processes of crack initiation and propagation in the joints are intensified [1-3]. it is also established that hydrogen influence becomes stronger with increase of metal strength. in arc welding and surfacing of high-strength steels, carbon content in which is 0.50% and higher, quenching martensitic-bainitic structures with higher dislocation density form in the haz overheated zone. ultimate strength σt of such metal is more than 1060 mpa, and relative elongation δ5 is not higher 9.3% [4, 5]. it is anticipated that in this case even small local hydrogen concentrations will lead to essential changes of brittle fracture resistibility of metal. however, as weldability studies of high-strength steels with more than 0.50% carbon were started comparatively recently, experimental data on the influence of diffusible hydrogen content on brittle fracture of haz metal of welded joints are not available. the objective of the work is determination of the influence of diffusible hydrogen content on brittle fracture of haz metal of high-strength steel welded joints, proceeding under static loading. the material used were high-strength carbon steels of the following compositions, wt.%: – 0.58 с; 0.44 si; 0.77 mn; 0.10 ni; 0.05 cr; 0.012 s; 0.011 p (wheel steel of grade 2 [6]); – 0.65 с; 0.19 si; 0.91 mn; 0.18 ni; 0.16 cr; 0.017 s; 0.010 p (structural carbon steel 65g [7]). experimental procedures haz overheated zone has limited dimensions, and its width does not exceed 0.5 mm. therefore, investigations were conducted on model samples, which were treated by thermal cycle of welding (tcw). 100x20x10 mm samples with 7 mm deep notch in the center were used. for tcw simulation the samples wee heated by passing current up to the temperature of 1250°c (heating rate of 150°c/s), and then were cooled by a preset program. rate of sample cooling in the temperature range of 600 – 500°c (w6/5) was selected from the condition of formation of characteristic structures in the metal. for wheel steel of grade 2 the following values of cooling rate were taken: w6/5 = 6°c/s (bainitic structure), 13,5°c/s (bainiticmartensitic structure) and 20°c/s (martensitic-bainitic structure). investigations on steel 65g were performed at cooling rates of 6°c/s and 13,5°c/s, fig. 1. [н]dif influence on resistibility to brittle fracture of grade 2 wheel steel: 1 – grade 2 wheel steel; 2 – haz metal, cooling rate w6/5 = 20°c/s; 3 – 13,5°c/s; 4 – 6°c/s when bainitic-martensitic and martensitic structures are formed in the metal of haz overheated zone. then, 3 mm deep fatigue crack was grown from the sample notch tip at cyclic loading (cycle stress of 120 mpa, frequency of 35 hz). after that samples with the fatigue crack were tested by static loading at threepoint bending with loading rate of 1 mm per minute. testing was performed by standard fracture mechanics procedure, and stress intensity factor k1c was taken as the criterion for evaluation of haz metal resistibility to brittle fracture. saturation by diffusible hydrogen ([н]dif) of samples with a fatigue crack was performed by electrolytic procedure directly before their static loading. used for this purpose was electrolytic solution of sulphuric acid (h2so4) in distilled water with addition of sodium thiosulphate (na2s2o2) in the proportion of 0,05 g per 1 liter at 10 a/sm2 current density. [н]dif quantity was varied from 0,2 to 1,5 ml per 100 g of metal by varying the duration of sample soaking in electrolytic solution. we proceeded from the results of [11], which showed that diffusible hydrogen content in the haz can reach 1,5 ml/100g at its initial amount in the deposited metal of up to 10 ml/100g. meal structure was studied by optical microscopy method. sample fractures after testing were examined by scanning electron microscopy methods in sem-515 microscope of philips company, fitted with energy dispersion spectrometer of link system. investigation results and their discussion generalized results of investigation of diffusible hydrogen influence on fracture toughness of haz metal in high-strength carbon steels at static loading are given in figures 1 and 2. к1с, мпа√м 51przegląd spawalnictwa vol. 86  12/2014 fig. 2. [н]dif influence on resistibility to brittle fracture of 65g steel: 1 65g steel; 2 – haz metal, cooling rate w6/5 = 6°с/s; 3 13,5°с/s as is seen from the presented data, resistibility to brittle fracture of high-strength carbon metal essentially depends on diffusible hydrogen content. depending on carbon content in the metal, stress intensity factor kic changes in different ways at fracture. for wheel steel of grade 2 (0,58%c) not exposed to tcw, presence of diffusible hydrogen on the level of 0,2 ml/100g in the metal, leads to lowering of k1c value by 23% (from 52 to 40 mpa√m). at subsequent increase of [н]dif to 1.5 ml/100 g in the metal, stress intensity factor decreases to 30 mpa√m. thus, wheel steel resistibility to crack propagation in the presence of diffusible hydrogen content in the metal, decreases by approximately 1,7 times. more marked embrittlement in the presence of hydrogen takes place in the metal, in which carbon content is higher and is equal to 0,65%. at minimum saturation of 65g steel by diffusible hydrogen, k1c value decreases to 42% (from 72 to 42 mpa√m), and at its maximum content – by 2,1 times (to 35 mpa√m). it should be also noted that stress intensity factors of grade 2 wheel steel and 65g steel in their initial condition are different. this difference is related to the conditions of metal production and cutting out samples for investigations. samples from steel 65g were cut out of rolled sheets, and those from wheel steel of grade 2 after thermal processing of solid-rolled wheel tread after long service period. in order to clarify the properties of haz metal of high-strength carbon steels, it is necessary to first consider their structural state, which formed under the impact of tcw. structure of grade 2 wheel steel, which was not exposed to tcw impact, is represented by pearlite-ferrite mixture (fig.3, a), grain size is 16 – 32 µm and structural component microhardness is нv0.1 = 1990…2450 mpa, whereas total integral metal hardness is нv10 = 2300 мпа. ferrite fringes of 5 – 10 µm size are located along grain boundaries. under the conditions of welding, when cooling rate is 6°c/s, upper bainite structure with greater grain size (63…94 µm) and microhardness of 2640–3090 mpa forms in the haz metal overheated zone (fig.3, b). integral hardness of metal with such a structure is equal to 3140 mpa. it is known that upper bainite forming by diffusion mechanism, unlike other metal structures, has low ductility [12]. therefore, resistibility of such metal to brittle fracture drops abruptly even in the absence of diffusible hydrogen. k1c value deceases by 2,3 times (from 52 to 23 mpa√m). at cooling rate of 13,5°c/s haz overheated zone metal forms bainitic-martensitic structure with prevailing fraction of lower bainite (80%) with structural component microhardness on the level of 3340 – 4320 mpa (fig.3, c), and integral metal hardness of 3520 mpa. metal resistibility to brittle fracture rises compared to the conditions of cooling at 6°c/s, by 22% (up to 28 mpa√m). at w6/5 = 20°с/s haz overheated zone forms a structure with approximately equal quantity of martensite and lower bainite (46% / 54%), structural component microhardness rises up to 3780-4560 mpa (integral value of 3920 mpa), and grain size is equal to 32…47,5 µm (fig.3, d). metal of haz overheated zone with such a structure has the highest resistibility to brittle fracture, with coefficient к1с = 35 mpa√m. a) fig. 3. microstructure of grade 2 wheel steel (×500, reduced 2 times):а – grade 2 wheel steel; b – haz metal, cooling rate w6/5 = 6°с/s; c 13,5°с/s; d 20°с/s b) c) d) structure of 65g structural steel, which was not exposed to tcw impact, is represented by bainite (fig.4, a), with grain size of 16…24 µm and microhardness of 2570…2730 mpa. integral hardness of weld metal is 2760 mpa. in the haz overheated zone metal quenching processes proceed and grains become coarser under tcw impact. unlike wheel steel of grade 2, at the rate w6/5 = 6°c/s 65g steel forms bainitic-martensitic structure with 70%/30% ratio of structural components (fig.4, b). lower bainite microhardness is 3220-3800 mpa, that of martensite is 5600-6130 mpa, and metal integral hardness is 4570 mpa. grain к1с, мпа√м 52 przegląd spawalnictwa vol. 86 12/2014 size is up to 63…94 µm. at increase of cooling rate up to 13,5°c/s the metal mainly forms martensitic structure (98%) with more than 6130 mpa martensite microhardness and metal integral hardness on the level of 7200 mpa (fig.4, c). lower bainite was also found in the structure in the amount of approximately 2%, which is located along grain boundaries. grain size is the same as at lower cooling rate. metal resistibility to brittle fracture changes accordingly. under the conditions of formation of more ductile bainitic-martensitic structure (6°c/s) к1с for haz metal decreases by 28% (from 72 to 52 mpa√m). at formation of a less ductile martensitic structure (13,5°c/s) metal resistibility to brittle facture deceases by almost 3 times. fig. 4. microstructure of 65g steel (reduced 2 times): a – 65g steel; b – haz overheated zone, cooling rate w6/5 = 6°с/s; c – 13,5°с/s a) b) c) comparing the above test results it can be stated that high-carbon metal, in which bainitic-martensitic structure formed under tcw impact, at more than 1 ratio of bainite and martensite, has relatively higher resistivity to brittle fracture. at formation of prevailing structure of upper bainite or martensite of higher hardness in the haz, metal resistivity to brittle fracture rises abruptly. at saturation of high-strength carbon steels by diffusible hydrogen resistibility of haz metal to brittle fracture, which even initially is not high, decreases. level of this lowering depends on carbon content, which determines the degree of metal quenching under tcw impact. more abrupt changes of properties are characteristic for haz metal of 65g steel: presence of diffusible hydrogen in it on the level of 0,2 ml/100g leads to lowering of к1с value by 2,4-3,2 times, and for haz metal of grade 2 wheel steel by 1,1-1,2 times. at subsequent increase of [h]dif in the metal up to 1,5 ml/100 g, stress intensity factor decreases gradually up to 2 times for haz of 65g steel, and by 40% for grade 2 wheel steel. compared to haz metal which was not subjected to hydrogenation, presence of diffusible hydrogen in the structure lowers its resistibility to brittle fracture by 5-7 times for 65г steel, and by 1,3 times for grade 2 wheel steel. at examination of sample fractures by scanning electron microscopy methods, characteristic fracture zones and their features were established, depending on structural condition on the metal and its diffusible hydrogen content. fracture consists of 3 characteristic zones (fig.5): zone i – region of initiation and propagation of a fatigue crack, formed as a result of cyclic loading; zone ii – region of main crack propagation at static loading by bending ; zone iii – region of final fracture. fig. 5. characteristic zones of fracture of standards after tests: i fatigue crack; ii – main crack; iii – zone of final fracture initiation of a fatigue crack in haz metal of highcarbon steel, irrespective of its structural state, proceeds in brittle mode along grain boundaries (fig.6, a, b).fatigue crack also propagates in brittle mode, but predominantly through grain body (fig.6, c, d). the features of fatigue crack propagation, depending on steel composition and metal structural condition, are as follows. in haz metal of grade 2 wheel steel with ba53przegląd spawalnictwa vol. 86  12/2014 initic structure (w6/5 = 6°c/s) the size of brittle fracture facets is 30…100 µm, and that of bainitic-martensitic structure (13,5°c/s) is 30…70 µm. this fracture zone is characterized by presence of secondary cracks along grain boundaries. in wheel steel with upper bainite structure the size of these cracks is 50…100 µm, and at formation of lower bainite and martensite structure in the haz, their extent is smaller (up to 60 µm). facet dimensions are similar also on fractures of 65g steel at these cooling rates. now, secondary cracks have the length of up to 200 µm at w6/5 = 13.5°c/s. in the zone of propagation of main crack, which fig. 6. fracture surface of haz metal of grade 2 wheel steel in the zone of fatigue crack initiation (a, b) and propagation (c, d) (×1010, reduced 2 times): a, b w6/5 = 6°c/s, c, d – 13,5°с/s a) b) c) d) developed under static loading in the haz metal of grade 2 wheel steel, fracture is brittle intragranular one (big), corresponding to the structure given in fig.6, c, d. at cooling rate of 6°c/s secondary cracks of length up to ls = 40 µm are found, and at 13,5°c/s their length is less than 5 µm . in this fracture zone of haz metal of 65g steel fracture runs in brittle mode both along the boundaries (bmz), and through grain body, with up to 60 µm long secondary cracks (fig.7). in final fracture zone fracture proceeds in ductile mode for all the samples at diffusible hydrogen saturation, mode of sample fracture in the zone of main crack development changes, and brittle fracture regions appear in final fracture zone, its fraction being equal up to 30%. generalized results of fracture examination are given in table 1. at saturation of haz metal of high-strength carbon steels by diffusible hydrogen the fraction of brittle intergranular fracture in sample fractures rises significantly. particularly abrupt changes of fracture structure are characteristic for 65g steel. at cooling rate of 6°c/s, when haz metal forms bainitic-martensitic structure (70/30), presence of [н]dif at the level of 0,2 fig. 7. fracture of haz metal of 65g steel (w6/5 = 13,5°c/s) in the zone of main crack development (×1010, reduced 2 times) a) b) table i. characterization of haz metal fracture of studied steels in main crack propagation zone [н]dif, ml/100g grade 2 wheel steel 65g steel 6°c/s 13,5°c/s 6°c/s 13,5°c/s big,% ls, µm bmz,% ls, µm big,% ls, µm bmz,% ls, µm big,% ls, µm bmz,% ls, µm big,% ls, µm bmz,% ls, µm 0 100 40 100 5 95 30 5 30 80 60 20 60 0,2 80 100 20 100 70 40 30 40 50 150 50 150 30 220 70 220 0,5 70 120 30 120 65 60 35 60 40 170 60 170 20 250 80 250 54 przegląd spawalnictwa vol. 86 12/2014 ml/100 g, increases the fraction of brittle intergranular facture to 50%. here, к1с value deceases 3,2 times. increase of bmz fraction in the presence of hydrogen in the metal, is also characteristic for wheel steel, but as a result formation of more ductile structures resistibility to brittle fracture deceases by 20%. secondary crack length is one of fracture characteristics. as is seen, with increase of diffusible hydrogen content, extent of secondary cracks in haz metal increases: 3 times for wheel steel, and more than 3,5 – 6 times for 65g steel. typical sample fractures at haz metal saturation by diffusible hydrogen are given in fig.8. conducted investigations showed that in welding and surfacing of high-strength carbon steels, it is necessary to ensure not just the conditions of cooling, under which relatively ductile bainitic-martensitic fig. 8. fracture of 65g steel haz metal (w6/5 = 13,5°c/s) in main crack propagation zone at saturation by diffusible hydrogen at the level of 0,2 ml/100g (а) and 0,5 ml/100g (b), (×1010, reduced 2 times) structure with more than 1 ratio of components forms in the metal of haz overheated zone, but also lower content of diffusible hydrogen (below 0,2 ml/100g). with increase of carbon content in steel, requirements to lowering diffusible hydrogen content in haz metal are increased. as shown in [13], depending on welding consumable humidity, diffusible hydrogen content in the deposited metal in gas-shielded solid wire welding can be up to 3,0 ml/100g, in manual-arc welding it can be 12,0 ml/100g, and in submerged-arc welding – 8,0 ml/100g. considering that diffusible hydrogen content in haz metal is approximately 7 times lower [11], it is obviously highly problematic to ensure high resistivity to brittle fracture of welded joints of high-strength carbon steels. this requires application of special welding processes, in which hydrogen saturation of deposited metal is minimum, or techniques, allowing removal of diffusible hydrogen after welding. gas-shielded flux-cored wire welding can be regarded as one of the special processes, application of which enables ensuring diffusible hydrogen content in the deposited metal in the range of 0,3-1,3 ml/100g [13]. note that today in railway enterprises of cis countries the technological operation of delayed cooling after surfacing is applied to prevent item cracking at reconditioning of freight car wheels by surfacing. a similar technological operation is also envisaged in arc welding of rails. during delayed cooling of items, which runs for 3–5 hours, diffusible hydrogen is removed from the metal, and the items feature an increased resistance to cracking in service. a) b) conclusions high-strength carbon steels have a high susceptibility to embrittlement in the presence of hydrogen. with increase of diffusible hydrogen content, metal resistibility to brittle fracture decreases. for wheel steel of grade 2, carbon content in which is 0,58%, increase of [н]dif in the metal up to 1,5 ml/100g leads to lowering of stress intensity factor by 1,7 times at crack propagation. a more abrupt embrittlement in hydrogen presence occurs in the metal with 0,65% carbon content. brittle fracture resistibility of such metal decreases by 2,1 times. during welding of high-strength carbon steel joints, quenching structure in different states forms in haz overheated zone, depending on carbon content in the metal and its cooling rate. to achieve a comparatively high resistance of joints to crack propagation, it is necessary to ensure formation of bainitic-martensitic structure in haz metal, the component ratio in which is more than 1. at saturation of haz metal of high-strength carbon steels by diffusible hydrogen, their susceptibility to brittle fracture becomes higher. to lower metal embrittlement, it is necessary to apply special welding techniques, in which hydrogen saturation of deposited metal is minimum (less than 0,2 ml/100g), or techniques allowing removal of diffusible hydrogen from the metal after welding. 55przegląd spawalnictwa vol. 86  12/2014 references [1] kasatkin o.g. features of hydrogen embrittlement of highstrength steels in welding // automatic welding. 1994. – no.1. – p.3-7. [2] shvachko i.v., ignatenko a.v. model of hydrogen transportation by dislocations. //automatic welding. – 2007. – no.2. – p.27-30. [3] dislocation model of hydrogen localizing of ductility in metals with bcc lattice / a.v.ignatenko, i.k.pokhodnya, a.p.paltsevich, v.s.sinyuk // automatic welding. 2012. – no.3. – p.22-27. [4] influence of thermodeformational cycle of surfacing on structure and properties of higher strength railway wheels at their reconditioning / a.a.gaivoronskiy, v.d.pozdnyakov, v.a.sarzhevskii, v.g.vasilyev, v.yu.orlovskiy // automatic welding. – 2010. – no.5. – p.22-26. [5] influence of deposited metal composition on structure and mechanical properties of reconditioned railway wheels / a.a.gaivoronskiy, v.d.pozdnyakov, l.i.markashova etc. // automatic welding. – 2012. – no.8. – p.18-24. [6] dstu gost 10791 whole-rolled wheels. technical conditions. [7] gost 1050 high-quality structural carbon steel. [8] new methods of evaluation of metal resistivity to brittle fracture / ed. by yu.n.robotnov. – m.: mir, 1972. – 439 p. [9] shorshorov m.kh, chernyshova t.a., krasovskiy a.i. metal testing for weldability. – m.: metallurgia, 1972. – 240p. [10] gost 25.506 methods of mechanical testing of metals. determination of characteristics of crack resistance (fracture toughness) at static loading. [11] makhnenko v.i., koroleva t.v., lavrinets i.g. influence of microstructural changes on hydrogen redistribution in fusion welding of structural steels // automatic welding. – 2002. – no.2. – p.7-13. [12] grabin v.f., denisenko a.v. metals science of welding lowand medium-alloyed steels. – k.: naukova dumka, 1978. – 272p. [13] gaivoronskiy a.a. influence of diffusible hydrogen on resistivity to delayed fracture of high-carbon steel welded joints // automatic welding. – 2013. – no.5. – p.15-21. imię i nazwisko kontakt do osoby zamawiającej: adres nip zamawiam książkę: próba łamania łączy spawanych atlas przełomów w redakcji przegląd spawalnictwa w liczbie .... egz. cena 1 egzemplarza książki: próba łamania złączy spawanych atlas przełomów wynosi: 60 zł (w tym 5% vat) w celu zamówienia książki w redakcji należy wypełnić formularz zamieszczony obok i przesłać go w formie faksu, skanu lub listu na adres: redakcja – przegląd spawalnictwa aw simp ul. świętokrzyska 14a, 00-050 warszawa tel.: 22 827 25 42, faks: 22 336 14 79 e-mail: redakcja@pspaw.pl wpłaty należy dokonać na rachunek bankowy: bank bph s.a. oddział w warszawie 45 1060 0076 0000 3200 0043 1836 _________________________________podpis firma próba łamania złączy spawanych atlas przełomów jacek słania krzysztof staniszewski oświadczam, że jestem podatnikiem vat i upoważniam firmę do wystawienia faktury bez podpisu przeglad welding technology re iew 201406_pspaw.pdf 12 przegląd spawalnictwa 6/2014 badania złączy spawanych ze stali martenzytycznej metodą prądów wirowych testing the welded joints   made out of martensitic steel   by using the eddy current method streszczenie w artykule opisano badania złączy ze stali martenzytycznej x5crnicunb16-4 metodą prądów wirowych. do badań wykorzystano stacjonarne stanowisko automatyczne autowir-s1 opracowane i wykonane w instytucie mechaniki precyzyjnej. analizie poddano trzy rodzaje próbek: pierwszy to materiał rodzimy, drugi to złącze spawane bez wad, natomiast trzeci to złącze z wykrytymi pęknięciami spoiny. przedstawiono aparaturę pomiarową oraz metodykę badań. wykazano skuteczność metody prądów wirowych w wykrywaniu przebiegu spoiny oraz detekcji pęknięć. słowa kluczowe: metoda prądów wirowych, złącza spawane, wykrywanie pęknięć, stanowisko automatyczne abstract this paper describes testing the welded joints made out of martensitic steel x5crnicunb16-4 by using the eddy current method. the study used stationary automatic stand autowir-s1 developed and manufactured at the institute of precision mechanics. three kinds of specimens were examined: first entirely made out of base metal, second welded without defects, third welded with cracks. the measurement equipment and the methodology of the study was given. the effectiveness of the eddy current method was demonstrated in detecting the course of the weld and the presence of cracks. keywords: eddy current method, welded joints, detection of cracks, automatic stand adam kondej michał baranowski mgr inż. adam kondej, mgr inż. michał baranowski – instytut mechaniki precyzyjnej. autor korespondencyjny/corresponding author: adam.kondej@imp.edu.pl wstęp metoda prądów wirowych (et– electromagnetic testing lub eddy current testing) należy do grupy podstawowych metod badań nieniszczących. jest metodą porównawczą, wymagającą wzorców odniesienia. oparta jest na zjawisku indukcji magnetycznej, która polega na indukowaniu prądów wirowych w materiale przewodzącym prąd elektryczny w wyniku działania zmiennego pola magnetycznego. prądy wirowe wytwarzają własne pole magnetyczne, którego natężenie zależy od przewodności elektrycznej i przenikalności magnetycznej badanego materiału. wszelkie zmiany struktury, geometrii, obecność nieciągłości itd. wpływają na wartości tych parametrów. analiza zmian pola magnetycznego wytworzonego przez prądy wirowe umożliwia ocenę stanu badanego materiału [1÷3]. technika pomiarowa metodą et polega na określaniu zmian wskazań układu pomiarowego w odniesieniu do poziomu przyjmowanego za prawidłowy. poziom ten ustalany jest na powierzchni próbek odniesienia, bądź na powierzchni badanego elementu w miejscu pozbawionym wszelkich wad i nieciągłości. metoda prądów wirowych znajduje zastosowanie do wykrywania zmian struktury, zmian składu chemicznego, oceny twardości, oceny kierunku i wielkości naprężeń, do badania przewodności elektrycznej, do pomiaru grubości warstw i powłok, a także do wykrywania wszelkiego rodzaju nieciągłości materiałowych (defektoskopia). 13przegląd spawalnictwa 6/2014 metoda jest szczególnie przydatna do wykrywania wad powierzchniowych oraz podpowierzchniowych, zalegających na niewielkiej głębokości [1÷5]. metoda et charakteryzuje się względnie niskim kosztem wykonywania pomiarów, szczególnie w przypadku kontroli elementów o zbliżonych kształtach i wymiarach. proces kontroli może być łatwo automatyzowany oraz prowadzony z dużą prędkością. opis stanowiska stanowisko do badań metodą prądów wirowych autowir-s1 (rys. 1) jest przeznaczone do prowadzenia pomiarów w trybie automatycznym. umożliwia badanie elementów o płaskich powierzchniach (np. blachy, płyty itd.) oraz elementów o kształcie brył obrotowych (np. koła zębate, tuleje, krążki, pierścienie itd.). w skład stanowiska wchodzi układ napędowo-pozycjonujący, defektoskop wirotest 302 wraz z sondą stykową oraz komputer pc z aplikacją sterującą [6]. przedmiot badań przedmiotem badań były złącza spawane ze stali nierdzewnej x5crnicunb16-4 (oznaczenie wg en: 1.4542) o strukturze martenzytycznej, umacnianej drobnodyspersyjnymi wydzieleniami faz międzymetalicznych. właściwości elektromagnetyczne badanej stali zostały podane w tablicy i. rys. 1. stacjonarne stanowisko automatyczne do badań nieniszczących metodą prądów wirowych fig. 1. stationary automatic stand for non-destructive eddy current testing tablica i. właściwości elektromagnetyczne stali x5crnicunb16-4 table i. electromagnetic properties of the steel x5crnicunb16-4 rezystywność ρ, ω·m 8·10-7 przewodność elektryczna właściwa γ, s·m 12,5·106 względna przenikalność magnetyczna, µr 150 próbki wycięto z blachy o grubości 3 mm, pracującej jako taśma prasująca przy produkcji płyt typu mdf. była ona poddawana cyklicznym obciążeniom, w wyniku których następowały lokalne pęknięcia. fragmenty z wykrytymi wadami były wycinane, a ubytki taśmy uzupełniane przez wspawanie nowej blachy metodą tig. lico spoiny czołowej usuwano mechanicznie, zatem spoina nie powodowała zmian geometrii powierzchni. naprawiona w ten sposób taśma była dalej eksploatowana. kolejne obciążenia cykliczne powodowały po pewnym czasie powstawanie nowych pęknięć, które były zlokalizowane w najbardziej wrażliwych miejscach taśmy – w spoinach i strefie wpływu ciepła. konsekwencją pęknięć pojawiających się na taśmie prasującej były uszkodzenia powierzchni produkowanych płyt, przez co musiały być one odrzucone. badaniu poddano trzy rodzaje próbek. pierwszy rodzaj (nr 1) stanowił wycinek blachy bez spoiny oraz pęknięć, geometrię i wymiary próbki przedstawiono na rysunku 2. drugi rodzaj (nr 2) również nie miał pęknięć, jednak w tym przypadku był to fragment taśmy po naprawie, w którym występowała spoina. geometrię oraz wymiary próbki nr 2 przedstawiono na rysunku 3. trzeci rodzaj próbki (nr 3) był kołowym wycięciem fragmentu złącza, w którym wykryto pęknięcia i powierzchniowe ubytki materiału, geometrię oraz wymiary próbki przedstawiono na rysunku 4. stronę blachy, od której prowadzono naprawczy proces spawania, oznaczono jako a, natomiast drugą jako b. przyjęte oznaczenia wprowadzono także dla badanych próbek, w celu jednoznacznego zdefiniowania powierzchni skanowania. rys. 2. geometria próbki nr 1 – strona a fig. 2. the geometry of the sample no. 1 – side a rys. 3. geometria próbki nr 2 z zaznaczonym przebiegiem spoiny – strona a fig. 3. the geometry of the sample no. 2 with marked course of weld – side a 14 przegląd spawalnictwa 6/2014 metodyka badań pomiary zostały wykonane na stanowisku automatycznym w trybie powierzchniowego skanowania (rys. 5). badania przeprowadzono z wykorzystaniem sond stykowych produkcji imp o różnej częstotliwości pracy przetwornika (tabl. ii) oraz przy różnej czułości układu pomiarowego. skanowanie powierzchni prowadzono po stronie a dla każdej z próbek według schematu zamieszczonego na rysunku 6. przecięcia linii siatki wyznaczały punkty pomiarowe, w których rejestrowano wskazania defektoskopu. ruch sondy realizowany był w sposób skokowy. w pierwszej fazie badań pomiary przeprowadzono ze zwiększonym skokiem sondy (5 mm), w celu skrócenia czasu skanowania. na podstawie analizy uzyskanych wyników określono optymalną czułość układu pomiarowego, dla której wykonano skanowanie dokładne – ze zmniejszonym skokiem sondy (2 mm). zerowanie układu pomiarowego (ustalanie poziomu odniesienia) wykonywano każdorazowo dla danej rys. 4. geometria próbki nr 3 wraz z rozmieszczeniem nieciągłości od strony a; 1÷5 – powierzchniowe ubytki materiału, 6 – pęknięcie fig. 4. the geometry of the sample no. 3 together with arrangement of the discontinuities on a side a; 1÷5 – surface material losses, 6 – crack rys. 5. skanowanie powierzchni próbki nr 3 fig. 5. scanning the surface of the sample no. 3 oznaczenie sondy częstotliwość pracy przetwornika średnica zewnętrzna sondy snc/11/010 3 khz ø16 mm snc/06/001 250 khz ø12 mm snc/05/007 0,5 mhz ø12 mm snc/05/003 1 mhz ø12 mm tablica ii. wykaz sond użytych w badaniach table ii. list of probes used in measurements wyniki badań praca badawcza obejmowała trzy etapy. w pierwszym określono wpływ materiału rodzimego (stali x5crnicunb16-4) na wskazania poszczególnych sond przy różnych ustawieniach czułości układu (próbka nr 1). w drugim etapie zbadano możliwość wykrywania rys. 6. kierunki skanowania fig. 6. scanning directions sondy, czułości oraz próbki w ściśle określonym miejscu. dla wszystkich przypadków miejsce zerowania znajdowało się w materiale rodzimym wolnym od pęknięć. w badaniach zastosowano uchwyt z dociskiem sprężynowym sondy, gdzie szczelinę pomiędzy czołem sondy a powierzchnią badaną osiągnięto za pomocą nakrętki dystansowej (wartość szczeliny wynosiła 0,05 mm). 15przegląd spawalnictwa 6/2014 zmian struktury metodą prądów wirowych przez skanowanie próbki, w której wyróżnić można materiał rodzimy, spoinę i strefę wpływu ciepła (swc). etap trzeci miał na celu określenie reakcji układu pomiarowego na obecność nieciągłości materiału (próbka nr 3). w artykule zostały przedstawione wybrane wyniki skanowania powierzchniowego próbki nr 2 i nr 3 dla sondy o częstotliwości pracy przetwornika 1 mhz. wykrywanie zmian struktury materiału (spoina i swc) zamieszczony na rysunku 7 wykres powierzchniowy próbki nr 2 ujawnił położenie i przebieg spoin oraz swc. zmiana struktury, będąca wynikiem cyklu cieplnego spawania, spowodowała wyraźny spadek wskazań wirotestu 302 względem materiału rodzimego. na rysunku 8 zamieszczono wykres powierzchniowy wraz z naniesioną geometrią próbki nr 2 (przedstawioną na rys. 3), potwierdzającą lokalizację wykrytych zmian. rys. 7. wykres powierzchniowy próbki nr 2 – sonda 1 mhz fig. 7. surface graph of the sample no. 2 – probe 1 mhz rys. 8. wykres powierzchniowy z nałożoną geometrią próbki nr 2 (sonda 1 mhz) fig. 8. surface graph with marked geometry of the sample no. 2 (probe 1 mhz) wykrywanie nieciągłości powierzchniowych zamieszczony na rysunku 9 wykres powierzchniowy próbki nr 3 ujawnił położenie i przebieg spoiny oraz swc, a także wykazał obecność pęknięcia. obecność spoiny i swc spowodowała spadek wskazań wirotestu 302 względem materiału rodzimego. natomiast w obszarze pęknięcia zostało zarejestrowane wskazanie o najwyższych wartościach dodatnich. na rysunku 10 zamieszczono wykres powierzchniowy wraz z naniesioną geometrią próbki nr 3 (przedstawioną na rys. 4), potwierdzającą lokalizację wykrytych zmian. rys. 9. wykres powierzchniowy próbki nr 3 – sonda 1 mhz fig. 9. surface graph of the sample no. 3 – probe 1 mhz rys. 10. wykres powierzchniowy z nałożoną geometrią próbki nr 3 (sonda 1 mhz) fig. 10. surface graph with marked geometry of the sample no. 3 (probe 1 mhz) 16 przegląd spawalnictwa 6/2014 podsumowanie na podstawie przeprowadzonych badań można wytypować sondy, których charakterystyka pracy pozwala na prowadzenie skutecznej kontroli złączy spawanych ze stali x5crnicunb16-4. sonda o częstotliwości pracy przetwornika 1 mhz przy optymalnych ustawieniach układu pomiarowego (czułość, szczelina) umożliwia wykrywanie pęknięć powierzchniowych w spoinie i strefie wpływu ciepła (swc). ponadto na podstawie wskazań możliwe jest określenie położenia oraz przebiegu spoiny i swc. sonda została sprawdzona na próbkach o określonej grubości, wykonanych z materiału o ściśle określonych właściwościach elektromagnetycznych. na sygnał wyjściowy przetwornika ma wpływ wiele czynników. zmiany struktury, geometrii, twardości materiału, obecność nieciągłości itd. wpływają na wskazania defektoskopu. bardzo często zmiany te występują jednocześnie, co stanowi znaczne utrudnienie, szczególnie w badaniach ukierunkowanych na wykrywanie konkretnych zmian. zamieszczone w artykule wyniki badań próbki nr 3 potwierdzają skuteczność wykrywania pęknięć. natomiast wykrywanie drobnych ubytków powierzchniowych materiału nie zostało potwierdzone. ubytek nr 1 (rys. 4) znajduje się zbyt blisko krawędzi. w wyniku oddziaływania efektu krawędziowego nie zaobserwowano sygnałów pochodzących od tej niezgodności. ubytek nr 2 ze względów na niewielkie wymiary (pole powierzchni poniżej 0,5 mm2) również nie został wykryty. pozostałe ubytki znajdowały się zbyt blisko pęknięcia, które silnie wpływało na sygnał wyjściowy sondy. dodatkowo wszystkie ubytki powierzchniowe znajdowały się w obszarze spoiny i swc, co mogło mieć istotny wpływ na ich wykrywalność. w celu jednoznacznego potwierdzenia skuteczności wykrywania tego typu niezgodności należy wykonać badania na specjalnie przygotowanych próbkach, w których czynniki zakłócające będą wyeliminowane. prowadzenie badań w trybie automatycznym znacznie skraca czas kontroli. zmniejszenie skoku skanowania umożliwia dokładniejszą kontrolę materiału, jednakże znacznie wydłuża czas całego procesu, zwłaszcza w przypadku skanowania powierzchniowego dużych elementów. należy zatem dążyć do określania optymalnych parametrów skanowania. w przypadku badań ukierunkowanych na wykrywanie zmian struktury materiału skok sondy może być odpowiednio większy, niż w przypadku badań mających na celu wykrywanie niewielkich pęknięć bądź drobnych ubytków materiału. w przypadku kontroli elementów o zmiennej geometrii, mającej znaczący wpływ na sygnał wyjściowy, korzystne jest stosowanie uchwytów sond zapewniających stałą odległość od materiału badanego. ma to na celu zmniejszenie lub wyeliminowanie wpływu efektu uniesienia na wskazania defektoskopu. jednym z rozwiązań, zaprezentowanych w artykule, jest wykorzystanie uchwytu z dociskiem sprężynowym, który niweluje wpływ zmian geometrii elementu na wartość szczeliny. literatura [1] lewińska-romicka a.: badania materiałów metodą prądów wirowych. biuro gamma. warszawa 2007. [2] dybiec cz., włodarczyk s.: badania nieniszczące metodą prądów wirowych – możliwości zastosowań. ochrona przed korozją, nr 3/2010, s. 67-74. [3] dybiec cz.: prądy wirowe. metoda i aparatura pomiarowa. zakres zastosowań. materiały szkoleniowe imp. warszawa 2004. [4] babul t., jończyk s., samborski t., włodarczyk s.: wykrywanie niejednorodności materiału i lokalnych zmian mikrostruktury metodą prądów wirowych. przegląd spawalnictwa, nr 12/2013, s. 25-28. [5] babul t., jończyk s., samborski t.: ocena lokalnych wad mikrostruktury – korelacja wyników pomiarów wiroprądowych i oznaczeń mikrotwardości. przegląd spawalnictwa, nr 3/2014, s. 11-17. [6] kondej a., baranowski m., niedźwiedzki k., jończyk. s., szczepański a.: automatyczne stanowisko do badań nieniszczących metodą prądów wirowych. inżynieria powierzchni, nr 1/2014, s. 57-62. miesięczne i roczne spisy treści oraz streszczenia artykułów opublikowanych w przeglądzie spawalnictwa są dostępne na stronie internetowej: www.pspaw.pl ps 9 2016 www.pdf 56 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 właściwości aluminiowych złączy  lutowanych lutami na osnowie cynku the properties of aluminum joints soldered with zinc base solder prof. dr hab. inż. andrzej ambroziak, dr inż. piotr białucki, dr inż. wiesław derlukiewicz, dr inż. artur lange – politechnika wrocławska. autor korespondencyjny/corresponding author: wieslaw.derlukiewicz@pwr.edu.pl streszczenie lutowanie aluminium oraz jego stopów lutami na osnowie cynku o stosunkowo niskiej temperaturze topnienia (382-450 °c) ma coraz większe znaczenie z uwagi na możliwość lutowania elementów o małych grubościach. jest ono stosowane w budowie urządzeń chłodniczych, klimatyzacyjnych oraz kolektorów słonecznych. w artykule przedstawiono właściwości złączy kielichowych rur lutowanych przy użyciu lutów na osnowie cynku z zawartością 2, 4 i 22 % wag. al oraz topnika tla 4 zawierającego fluoroglinian cezu. przedstawiono wyniki badań wizualnych, metalograficznych oraz ze statycznej próby ścinania połączeń lutowanych płomieniowo. przedstawiono również dla porównania wyniki prób lutowania indukcyjnego złączy rurowych lutem znal4. słowa kluczowe: lutowanie; aluminium; luty cynkowe; własności połączeń abstract soldering of aluminum and its alloys with the use of zinc base solders with a relatively low melting point (382-450 °c) is very important where there is the small thickness of soldered components. it is increasingly being used in the construction of refrigeration, air conditioning and solar panels. this paper presents the properties of joints of tubes soldered using the zinc based solders that contain 2, 4 and 22 wt.%. al and flux tla 4 containing cesium fluoroaluminate. the paper presents the results of visual tests, metallographic tests as well as a shear strength tests soldered joints heated by flame. also presented the results of tests of pipes joints soldered with a znal4 solder using induction heating. keywords:  soldering; aluminum; zinc solders; properties joints wstęp zagadnienie wpływu lutu na osnowie cynku na jakość aluminiowych złączy nie jest wyczerpująco opisane w literaturze. materiał ten i technika spajania, będąca przedmiotem rozważań w niniejszym artykule, są obecnie stosowane do produkcji wielu wyrobów w różnych obszarach przemysłu. powodem tak licznych zastosowań są szczególnie osobliwe właściwości aluminium i jego stopów oraz w wielu przypadkach niemożność zastosowania złączy spawanych ze względu na grubości ścianek oraz specyfikę wyrobów. lutowanie jako technika spajania jest stosowana powszechnie do łączenia komponentów wymienników ciepła, elementów radarów, sprzętu agd i innych aluminiowych produktów. jednym z kierunków zmian zachodzących w wytwarzaniu wyrobów jest poprawa jakości lutowanych połączeń aluminiowych poprzez dobór lutu gwarantującego lepsze ich właściwości. można to osiągnąć przez zmianę składu chemicznego spoiwa lub postać lutu. luty na osnowie cynku, o niedużym procentowym (wagowym) udziale aluminium, są już od pewnego czasu używane jako spoiwo do wykonywania połączeń sytemu parownika w chłodziarkach lub suszarkach. stosunkowo niedawno znalazły zastosowanie luty na bazie cynku o zawartości 22% wag. al o temperaturze topnienia 426÷485 °c. stosowanie tego lutu jest ściśle związane z wprowadzeniem na rynek niekorozyjnego topnika zawierającego fluoroglinian cezu. temperatura aktywacji tego topnika wynosząca 420÷480 °c jest doskonale dopasowana do temperatury topnienia lutów na bazie cynku z większą zawartością aluminium, np. lutu rodzaju znal22. lutami na osnowie cynku można lutować części z aluminium i jego stopów płomieniowo lub indukcyjnie. przykłady zastosowania aluminium  w wyrobach lutowanych aluminium i jego stopy są szeroko stosowane, jako materiał konstrukcyjny, z którego powstaje szereg wyrobów andrzej ambroziak, piotr białucki, wiesław derlukiewicz, artur lange przeglad welding technology review 57przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 w różnych gałęziach przemysłu. głównie są to przede wszystkim takie obszary jak: konstrukcje budowlane, transport, elektronika, elektrotechnika, urządzenia i maszyny oraz opakowania [1]. przykładowe obszary zastosowań aluminium i jego stopów w wyrobach lutowanych przedstawiono na rysunku 1. rys. 1. obszary zastosowania lutowanych wyrobów aluminiowych [2,3] fig. 1. the fields of application of soldered aluminum products [2,3] charakterystyka lutowności aluminium lutowanie nie jest wyjątkowo kłopotliwym procesem spajania elementów z aluminium i jego stopów. niemniej jednak istnieje kilka czynników, które należy wziąć pod uwagę, aby móc wykonać lutowane złącza o jak najlepszej jakości. lutownością nazywamy zdolność materiałów łączonych oraz spoiwa do wytworzenia złącza lutowanego, spełniającego ustalone wymagania. zależy ona od [2,4]: – rodzaju rodzimego materiału, – konstrukcji złączy lutowanych, – parametrów i warunków lutowania, – przygotowania powierzchni – metody lutowania, – rodzaju materiału dodatkowego – spoiwa oraz topnika. w przypadku aluminium i jego stopów, natrafiamy na kilka przyczyn pogarszających lutowność tego materiału w kontekście stosowanych obecnie materiałów dodatkowych, metod i technik lutowania. należą do nich następujące cechy aluminium oraz jego stopów [5÷7]: – duże powinowactwo chemiczne do tlenu – przy zetknięciu z powietrzem aluminium pokrywa się niezwilżaną przez luty, trudnotopliwą (2040 °c), trwałą chemicznie (energia tworzenia 1116,3 kj/mol o2) i szczelną powłoką tlenku al2o3 o gęstości 3,9 g/cm3 (większej od czystego aluminium 2,7 g/cm3); – stosunkowo niska temperatura topnienia (aluminium 658 °c, stopy aluminium 570-640 °c); – niewielkie właściwości mechaniczne, zwłaszcza w temperaturach odpowiadających temperaturom lutowania twardego, tj. powyżej 500 °c; – duży współczynnik rozszerzalności liniowej al – 23,6•10-6 1/k, 2-krotnie większy w porównaniu ze stalami niestopowymi; – brak barw nalotowych przy podgrzewaniu, ułatwiających ocenę temperatury lutowania, tak jak przy nagrzewaniu stali czy też miedzi i jej stopów; – wysoka cieplna przewodność aluminium: 247 w/m•k, większa od żelaza o 310% (fe 80 w/m•k); – klasyfikacja aluminium (ze względu na potencjał elektrochemiczny), jako metalu mniej szlachetnego w stosunku do większości metali (potencjalnych spoiw), co może skutkować korozją elektrochemiczną złącza. spośród wymienionych cech najbardziej utrudniającą lutowanie jest jego wysoce ujemna energia tworzenia tlenków. materiały lutownicze  stosowane w badaniach temperatura topnienia zastosowanych lutów mieści się w przedziale 382-485 °c. najniższą temperaturę topnienia i najwęższy zakres krystalizacji ma lut znal4 (382-387 °c), którego skład chemiczny zbliżony jest do składu eutektycznego (5% al). w próbach lutowania zastosowano luty znal2 i znal22 w postaci drutów rdzeniowych o średnicy 1,6 mm z niekorozyjnym topnikiem. lut znal4 stosowano w postaci litych prętów o średnicy 2 mm z topnikiem instal flux tla 4 [8] o temperaturze aktywności 420-480 °c w postaci pasty oraz jako pręty otulone z zawartością topnika 25%. próby lutowania złączy do wykonania połączeń lutowanych użyto rur o średnicy 12 i 18 mm i grubości ścianki 1 mm w gat. en aw 6063 (en aw-almg0,7si) [1]. połączenia kielichowe lutowano stosując nagrzewanie płomieniem propanowo – tlenowym (rys. 2a) oraz indukcyjnie za pomocą urządzenia firmy ceia włochy (rys. 2b). w celu sprawdzenia wypełnienia szczeliny lutowniczej lutem, w różnych przyjętych kombinacjach lut-topnik, przyjęto w złączach zakładkę o długość 16 mm. złącze w obu metodach lutowania ustawiano w pozycji pionowej dozując lut ręcznie na zewnątrz szczeliny. wykonane złącza zostały poddane badaniom wizualnym oraz metalograficznym (lutowane płomieniowo i indukcyjnie), a także statycznej próbie ścinania (lutowane płomieniowo). oznaczenie  skrótowe lutu oznaczenie  spoiwa wg  pn-en iso  3677:2001 skład chemiczny  [%wag.] zakres temperatury  topnienia lutu [°c] zn al solidus likwidus znal2 s zn98al2 98 2 382 407 znal4 s zn98al4 96 4 382 387 znal22 s zn78al22 78 22 426 485 tablica i. skład chemiczny lutów na bazie cynku oraz ich temperatura topnienia [8,9] table i. the chemical composition of the zinc-based solder and the melting point [8,9] 58 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 a) b) rys. 2. stanowiska do lutowania złączy aluminiowych lutami na osnowie cynku: a) płomieniowo, b) indukcyjnie fig. 2. the positions for soldering of aluminum joints using zinc based solders: a) by the flame, b) by induction badania wizualne  i metalograficzne połączeń wykonane lutami znal (miękko) złącza oceniono w oparciu o normy lutowania twardego, z uwagi na brak odpowiednich norm dla lutowania miękkiego. badania wizualne przeprowadzono zgodnie z pn-en 12799:2003, a badania metalograficzne wg pn-en 12797:2002. niezgodności w złączach lutowanych klasyfikowano zgodnie z pn-en iso 18279 (lutowanie twarde – niezgodności w połączeniach lutowanych). ocenę wizualną złączy przeprowadzono nieuzbrojonym okiem oraz przy zastosowaniu lupy o powiększeniu 5x. przykładowy widok złączy lutowanych płomieniowo przy użyciu lutu znal4, w postaci pręta litego i topnika tla 4 oraz lutu otulonego znal4fc, przedstawiono na rysunku 3, a lutowanych indukcyjnie na rysunku 4. rys. 3. złącza lutowane płomieniowo; a) lutem znal4 z topnikiem tla4, b) lutem znal4fc otulonym fig. 3. joints soldered by flame method; a) znal4 solder with flux tla4, b) znal4fc coated solder a) b) rys. 4. złącza lutowane indukcyjnie; a) lutem znal4 z topnikiem tla4, b) lutem znal4fc otulonym fig. 4. joints soldered by induction method; a) znal4 solder with flux tla4, b) znal4fc coated solder znacznie mniej niezgodności wykryto w złączach lutowanych indukcyjnie, były to głównie: nieregularna wypływka pachwinowa lutowiny (5gaaa), chropowatość powierzchni lutowiny (5haaa) oraz nadmiar lutu (6baaa). uznano, że estetyka złączy lutowanych indukcyjnie przy użyciu lutu znal4 jest dużo lepsza od lutowanych płomieniowo. przykładową makrostrukturę losowo wybranych złączy lutowanych płomieniowo i indukcyjnie przy użyciu lutu znal4 przedstawiono na rysunkach 5 i 6. więcej niezgodności wewnętrznych takich jak: niecałkowite wypełnienie szczeliny lutowniczej 4jaaa, niedolutowania 4caac, pęcherze gazowe 2bgha, wtrącenia topnikowe 3caaa czy też nadmierne przereagowanie spoiwa z materiałem lutowanym, stwierdzono w złączach lutowanych płomieniowo. a) b) 59przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 rys. 5. makrostruktura złączy lutowanych płomieniowo: a) lutem znal4 z topnikiem tla4, b) lutem znal4fc otulonym fig. 5. macrostructure of soldered joints from aluminium by flame method: a) znal4 solder with flux tla4, b) znal4fc coated solder rys. 6. makrostruktura złączy lutowanych indukcyjnie: a) lutem znal4 z topnikiem tla4, b) lutem znal4fc otulonym fig. 6. macrostructure of soldered joints from aluminium by induction method: a) znal4 solder with flux tla4, b) znal4fc coated solder statyczna próba ścinania połączeń lutowanych połączenia kielichowe rurowe lutowane płomieniowo poddano statycznej próbie ścinania na maszynie wytrzymałościowej firmy matest (rys. 7), o zakresie obciążenia do 10 kn. rys. 7. stanowisko do badań wytrzymałościowych: a) maszyna wytrzymałościowa, b) próbka w uchwycie samocentrującym fig. 7. equipment for the testing the strength of soldered joints: a) testing machine, b) the sample holder self-centering prędkość przesuwu belki poprzecznej maszyny wynosiła 2 mm/min. próby wytrzymałościowe przeprowadzono w pomieszczeniu, w którym temperatura otoczenia wynosiła 27,4 ˚c, a wilgotność powietrza 49,8%. próbkę poddawaną badaniom wytrzymałościowym mocowano w uchwycie samocentrującym (rys. 7b), stosując trzpień wkładany do rurki, aby nie zgnieść jej podczas mocowania. a) b) a) b) a) b) 60 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 początkowo założono długość zakładki 2 mm, spodziewając się dużo mniejszej wytrzymałości na ścinanie badanych złączy, od podanej przez jednego z producentów lutów (ok. 110 mpa [10]). po przeprowadzeniu statycznej próby ścinania na dwóch próbkach, które uległy zniszczeniu w maa) b) rys. 8. przykłady próbek po próbie ścinania: a) próbka z zakładką o długości 2 mm, b) próbka z zakładką o długości 0,9 mm fig. 8. example of the samples after the test shear: a) sample with an overlap of 2 mm, b) sample with an overlap of 0.9 mm teriale rodzimym (rys. 8a), zdecydowano się na zmniejszenie długości zakładki do 0,9÷1 mm. na rysunku 8a przedstawiono próbkę z zakładką 2 mm, a na rysunku 8b 0,9 mm po badaniach wytrzymałości na ścinanie. zestawione na rysunku 9 wyniki pomiarów stanowią średnią arytmetyczną wytrzymałości na ścinanie trzech złączy aluminiowych, dla każdego rodzaju użytego spoiwa. analizując przedstawione na rysunku 9 wartości wytrzymałości połączeń aluminiowych wykonanych lutami na osnowie cynku można stwierdzić, że rodzaj użytego spoiwa ma niewielki wpływ na wytrzymałość na ścinanie złączy. najlepszymi właściwościami wytrzymałościowymi cechowały się połączenia wykonane lutami ze stopu znal2. rys. 9. wytrzymałość na ścinanie złączy ze stopu en aw – 6063, w zależności od rodzaju użytego spoiwa fig. 9. the shear strength of joints of the alloy en aw 6063 due to the type of solder used podsumowanie analizując wyniki badań złączy wykonanych przy użyciu różnych spoiw, a także zmienne warianty zastosowania topnika, sformułowano następujące wnioski dotyczące ich wpływu na jakość połączeń aluminiowych uzyskanych przy zastosowaniu metody płomieniowej i indukcyjnej: – porównując badane złącza lutowane płomieniowo i indukcyjnie, stwierdzono lepszą estetykę i mniejszą ilość niezgodności lutowniczych w złączach lutowanych indukcyjnie. – połączenia kielichowe rurek ze stopu aluminium en aw-6063 cechowały się największą wytrzymałością na ścinanie oraz najmniejszą nieciągłością lutowiny, wówczas, gdy wykonano je lutami w formie drutu z rdzeniem topnikowym. maksymalną wytrzymałość na ścinanie wynoszącą 72,2 mpa uzyskana dla połączenia wykonanego spoiwem znal2 z topnikiem znajdującym się w rdzeniu lutu. – luty na osnowie cynku, zastosowane do lutowania aluminium, pozwalają na wykonanie złączy o powtarzalnej jakości i średniej wytrzymałości wynoszącej 65 mpa. – rodzaj użytego spoiwa ze stopu cynku i aluminium w niewielkim stopniu wpływa na wytrzymałość złączy na ścinanie rt. maksymalna jej różnica, dla tego samego spoiwa, wynosiła 5,6 mpa. – badania wykazały, że przy zakładce o długości 2 mm wytrzymałość złącza lutowanego była większa niż materiału rurki ze stopu aluminium en aw-6063 w strefie wpływu ciepła. literatura [1] dobrzański l.a.: metalowe materiały inżynierskie, wydawnictwa naukowo-techniczne wnt 2004. [2] ambroziak a., lange a., derlukiewicz w., mosińska s.: lutowanie twarde aluminium i jego stopów, przegląd spawalnictwa 2/2009. [3] derlukiewicz w., bartnik z.: lutowanie aluminium i jego stopów w kąpielach solnych, przegląd spawalnictwa 9/2007. [4] nowacki j., chudziński m., zmitrowicz p.: lutowanie w budowie maszyn, wnt, warszawa 2007. [5] mirski z., granat k., drzeniek h.: luty proszkowe do lutowania twardego aluminium i jego stopów, biuletyn instytutu spawalnictwa, nr 5/2008. [6] winiowski a.: lutowanie twarde aluminium i jego stopów – nowe trendy technologiczne, biuletyn instytutu spawalnictwa, nr 6/2000, str. 44. [7] mirski z., granat k., drzeniek h.: luty proszkowe do lutowania twardego aluminium i jego stopów, biuletyn instytutu spawalnictwa, nr 5/2008, str. 100. [8] www.lut-spaw.com.pl, katalog lutów i topników [9] mirski z., granat k., drzeniek h., piwowarczyk t., wojdat t.: lutowanie miękkie aluminium z miedzią, przegląd spawalnictwa 11/2009. [10] specyfikacja techniczna lutu s-zn98al2 pobrana ze strony: www.harrisproductsgroup.com/consumables/msds.asp, 14.06.2010. ps 7 2016 www.pdf 34 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 7/2016 mikrotomograficzna identyfikacja wad powłok napawanych defects identyfication of padding coatings using x-ray mikrotomography method  dr inż. jerzy józwik, dr inż. krzysztof dziedzic – politechnika lubelska; mgr inż. wojciech wierzba – rywal-rhc sp. z o.o. autor korespondencyjny/corresponding author: j.jozwik@pollub.pl streszczenie w artykule przedstawiono wykorzystanie metody tomografii komputerowej ct (ang. computed tomography) do oceny powłok napawanych. do otrzymania napoin wykorzystano metodę napawania elektrodą nietopliwą w osłonie gazowej tig (ang. tungsten inert gas) z wykorzystaniem stopowych drutów do napawania powłok odpornych na zużycie o nazwach handlowych: el-500 hb, el-600 hb, el-650 hb. scharakteryzowano typowe wady wykonanych napoin oraz wpływ rodzaju drutu na koncentrację wad. najmniejszy średni procentowy udział wad w stosunku do powierzchni całkowitej otrzymano dla napoiny el600 hb, który wyniósł 1,5%. słowa kluczowe: napawanie; powłoka napawana; tomografia komputerowa ct; wady i niezgodności spawalnicze abstract the paper presents the use of computed tomography (ct) for the evaluation of padding coatings. the method used to obtain a padding weld is pad welding with tungsten inert gas (tig) using alloy wires for pad welding of wear resistant layers under the trade names: el-500 hb, el-600 hb, el-650 hb. it characterizes the typical defects of obtained padding welds and the impact of the type of wire on the concentration of defects. the smallest average percentage of defects in relation to the overall surface is observed for the padding weld el-600 hb, which amounts to 1.5%. keywords: pad welding; padding coating; computed tomography; welding defects and inconsistencies wstęp główną przyczyną uszkodzeń części maszyn powodujących ponoszenie dużych kosztów przez przedsiębiorstwa jest zużycie powierzchni roboczych. obecnie jedną z najczęściej stosowanych metod regeneracji części maszyn jest napawanie, czyli nakładanie warstwy ciekłego metalu na regenerowany obiekt [1]. korzystne efekty techniczne i ekonomiczne regeneracji i modyfikacji powierzchni metodą napawania, w szczególności tam gdzie wymagana jest duża odporność na zużycie i korozję, spowodowały dynamiczny rozwój technologii urządzeń i materiałów stosowanych do napawania. obecnie stosowane techniki spawalnicze pozwalają na przeprowadzenie napraw praktycznie każdej uszkodzonej lub zużytej części na drodze spawania lub napawania. nowoczesnymi i często wykorzystywanymi materiałami do napawania są elektrody lub druty lite i proszkowe (rdzeniowe). obecnie stosowane materiały otrzymywane są na bazie fe, ni, co, ti z dodatkami różnych pierwiastków chemicznych, między innymi takich jak: si, cr, b, mn, v, mo, w, nb wpływających na ich właściwości mechaniczne, tribologiczne, korozyjne [2÷4]. w praktyce przemysłowej do wykrywania wad i niezgodności wykorzystywane są te same metody co przy badaniach połączeń spawanych. nowoczesna metoda tomografii komputejerzy józwik, krzysztof dziedzic, wojciech wierzba przeglad welding technology review rowej, ze względu na swoje zalety, jest coraz częściej dostępna i stosowana również w przemyśle w tym w spawalnictwie. tomografia komputerowa ct (ang. computed tomography) jest rodzajem spektroskopii rentgenowskiej. wykorzystywana jest jako metoda diagnostyczna pozwalająca na uzyskanie obrazów warstwowych badanych napoin [5]. wykorzystuje ona złożenie projekcji obiektu, wykonanych z różnych kierunków, do utworzenia obrazów przekrojowych (2d) i przestrzennych (3d) [6]. w związku z tym, tomografia komputerowa znalazła zastosowanie w spawalnictwie do nieniszczących badań połączeń spawanych oraz powłok napawanych. celem badań w prezentowanej pracy jest określenie jakościowego i ilościowego występowania wad napoin, rozmieszczenie tych wad i ich wielkość [7]. tomografia komputerowa ct jest metodą dokładniejszą od dotychczas stosowanych metod rentgenowskich. ograniczeniami są wysoki koszt urządzeń, mobilność i wielkość przestrzeni pomiarowej [8]. materiały oraz metody obiektem badań były regeneracyjne powłoki napawane, otrzymane metodą tig (ang. tungsten inert gas). jest to 35przegląd  spawalnictwa       vol. 88 7/2016 symbol specyfikacja skład twardość gaz osłonowy/biegunowość el-500 hb din 8555: m/wsg 2gz-500 werkstiff nr.: 1.8425 en 14700: s fe 2 c: 1,15 mn: 1,95 cr: 1,90 brinell 530 rockwell 52 wig: (iso 14175) i1 (= -) msg: (iso 14175) m1-m3 (= +) el-600 hb en 14700: s fe 8 din 8555: m/wsg 6-gz-60 werkstiff nr.:1.4718 c: 0,45 mn: 0,40 cr: 9,20 si: 3,00 rockwell 59 wig: (iso 14175) i1 (= -) msg: (iso 14175) m1-m3 (= +) el-650 hb en 14700: s fe 3 din 8555: wsg 3-gz-60 t c: 0,4; si: 1,1; mn: 0,4; cr: 5,30; mo: 1,4; v: 0,35; w: 1,35 brinell 570-660 rockwell 57-60 wig: (iso 14175) i1 (= -) msg: (iso 14175) m1-m3 (= +) tablica i. parametry fizykochemiczne drutów do napawania table i. physicochemical parameters of wires for pad welding    b)   a)    d)    c) rys. 1. schemat badań: a) stanowisko spawalnicze t 300 ac/dc controlpro lorch, b) próbki po obróbce tokarskiej, c) system tomografii komputerowej x25 (north star imaging, d) zobrazowanie rtg napoiny fig. 1. scheme of assessment: a) inverter machine t 300 ac/dc controlpro lorch, b) the sample, c) computed tomography system x25 (north star imaging, d) x-ray image proces napawania przeprowadzono na stanowisku technologicznym zaprezentowanym na rysunku 1 a. stanowisko składa się z inwertora spawalniczego t 300 ac/dc controlpro lorch. parametry technologiczne procesu napawania zastosowano zgodnie z tablica i dla wszystkich wykorzystywanych drutów. przyjęto natężenie prądu na poziomie 80 a, napięcie 18v, biegunowość dodatnia. zastosowanym gazem osłonowym był argon o czystości 99,9%. proces napawania prowadzono na powierzchni czołowej wałka ze stali c 45 o średnicy 60 mm i wysokości 50 mm. nakładano cztery warstwy każdej napoiny, co według danych literaturowych pozwoliło uzyskać skład zbliżony do składu wykorzystywanych drutów. po wykonaniu napoiny na całej powierzchni czołowej prowadzono obróbkę tokarską celem nadania próbce określonych cech geometrycznych (φ50 mm, l=20 mm). toczenie prowadzono zarówno na powierzchni czołowej jak również walcowej. następnie próbki odcięto od pozostałej części wałka zachowując wysokość próbki h=5 mm, uwzgledniającej naddatek na obróbkę szlifierską na poziomie 0,3 mm (rys. 1 b). proces szlifowania prowadzono na szlifierce do płaszczyzn firmy kent. po obróbce szlifierskiej próbkom nadano ostateczne parametry geometryczne φ50x5 mm. oceny nieciągłości struktury wewnętrznej oraz wad wewnętrznych dokonywano z wykorzystaniem tomografu komputerowego x25 (north star imaging) zaprezentowanego na rysunku 1 c. urządzenie xray posiada źródło hamamatsu l12161-07, a podstawowe parametry elektryczne to: napięcie 150 kv, prąd 500 µa. badania polegały na skierowaniu na badany obiekt wiązki promieniowania x i rejestrację jego natężenia po drugiej stronie na panelu detektorów. obraz rtg napoiny przedstawiono na rysunku 1d złożenie obiektu (modelowanie) pozwoliło na szczegółową lokalizację i analizę wad wewnętrznych wykonanych napoin. otrzymane rezultaty i dyskusja w oparciu o przeprowadzone badania eksperymentalne napawania regeneracyjnego dokonano oceny ilościowej wad wewnętrznych wykonanych napoin. analizowano rozłożenie i koncentrację wad wewnętrznych każdej napoiny. badania realizowano w kolejnych warstwach dyskretnych, położonych odpowiednio od powierzchni czołowej w odległości: ~0 mm, 1 mm, 2 mm, 3 mm, 4 mm, ~5 mm. graficzną prezentację rozłożenia i koncentracji wad wewnętrznych napoiny el-650 hb w kolejnych warstwach położonych odpowiednio od powierzchni czołowej zaprezentowano na rysunku 2. w napoinie el-500 hb zaobserwowano występowanie wad wewnętrznych w postaci porów. ich liczba zmniejsza się w pobliżu powierzchni i w warstwie od strony materiału rodzimego. procedurę wyznaczania koncentracji porów i wad wewnętrznych napoin zrealizowano z wykorzystaniem specjalistycznego graficznego środowiska programowego (rys. 3). na rysunku 3 przedstawiono metodykę postępowania przy określaniu wyniku obliczeń procentowego udziału porów (ich powierzchni) w stosunku do powierzchni całkowitej. rysunek 3a przedstawia zdjęcie rentgenowskie w zadametoda spawania (napawania) elektrodą nietopliwą w osłonie gazowej do otrzymania powłok wykorzystano nowoczesne lite druty spawalnicze do napawania, charakteryzujące się wysokimi właściwościami mechanicznymi oznaczone jako: el-500 hb, el-600 hb, el-650 hb marki most. materiały te stosowane są do regeneracji lub modyfikacji powierzchni roboczych elementów maszyn i narzędzi, od których wymagane są dobre właściwości mechaniczne i wysoka odporność na zużycie. parametry fizykochemiczne drutów do napawania zawarto w tablicy i. 36 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 7/2016 nym przekroju, zaś rysunek 3b przetworzony obraz graficzny uzyskany w wyniku przypisania poszczególnym kolorom powierzchni binarnie koloru w środowisku programowym. ostatnim etapem było uzyskanie wyniku obliczeń udziału procentowego porów w stosunku do całej powierzchni, co zaprezentowano na rysunku 3c. proces analizy procentowego udziału wad wewnętrznych napoin w stosunku do powierzchni całkowitej prowadzono na różnych, zdefiniowanych wcześniej odległościach od powierzchni czołowej napoiny. umożliwiło to uogólnione i całościowe porównanie jakości wykonanych napoin. koncentrację porów i wad wewnętrznych napoin przedstawiono na rysunku 4. najmniejszy średni procentowy udział wad w stosunku do powierzchni całkowitej otrzymano dla napoiny el600 hb, który wyniósł 1,5%. maksymalny procentowy udział zarejestrowano na głębokości 3 mm, który wyniósł 2%. natomiast minimalny procentowy udział zarejestrowano na głębokości 5 mm, który wyniósł 1%. otrzymany dla napoiny el-600 hb rozkład jest stosunkowo równomierny. średni procentowy udział wad w stosunku do powierzchni całkowitej dla napoiny el650 hb wyniósł 4,38 %. rys. 3. procedura wyznaczania koncentracji porów i wad wewnętrznych napoin z wykorzystaniem środowiska programowego dla napoin el-500 hb i el-650 hb gdzie: a) zdjęcie rentgenowskie w zadanym przekroju b) przetworzony obraz w wyniku przypisania poszczególnym kolorom powierzchni binarnie koloru w środowisku programowym, c) wynik obliczeń udziału procentowego porów w stosunku do całej powierzchni fig. 3. the procedure for determining the concentration of pores and internal defects in padding welds using a software environment for padding welds el-500 hb and el-650 hb, where: a) x-ray in the selected cross-section b) the processed image as a result of assigning a binary color to individual colors of the surface in the software environment, c) the calculation of the percentage share of pores in the total surface rys. 4. koncentracja porów i wad wewnętrznych napoin fig. 4. the concentration of pores and internal defects in padding welds    a)    b)    c)    d)    e)    f) rys. 2. rozłożenie i koncentrację wad dla napoiny el-650 hb w odległościach: a) ~0 mm, b) 1 mm, c) 2 mm, d) 3 mm, e) 4 mm, f) ~5 mm fig. 2. the distribution and concentration of defects in the padding weld el-500 hb at distances: a) ~0 mm, b) 1 mm, c) 2 mm, d) 3 mm, e) 4 mm, f) ~5 mm największy średni procentowy udział wad w stosunku do powierzchni całkowitej otrzymano dla napoiny el500 hb, który wyniósł 7,2%. maksymalny procentowy udział zarejestrowano na głębokości 4 mm, który wyniósł 7,4%. najmniejsza koncentracja wad występuje w pobliżu materiału rdzenia oraz powierzchni napoiny. 37przegląd  spawalnictwa       vol. 88 7/2016 podsumowanie zastosowana metoda tomografii komputerowej w porównaniu do tradycyjnej radiografii daje dużo większe możliwości diagnozowania i kontroli warstw napawanych oraz złączy spawanych. zwiększa możliwości wykrywania wad i niezgodności spawalniczych, co umożliwia dokonanie oceny napoin i określenie ich przydatności eksploatacyjnej. przeprowadzone badania dla napoin otrzymanych przy wykorzystaniu nowoczesnych litych drutów spawalniczych do napawania el-500 hb, el-600 hb, el-650 hb, marki most, pozwoliły ocenić jakościowy i ilościowy udział wad wewnętrznych. najliczniejszymi wadami jakie zaobserwowano były pory. najmniejszy średni procentowy udział wad w stosunku do powierzchni całkowitej otrzymano dla napoiny el600 hb, który wyniósł 1,5%. natomiast największy średni procentowy udział wad w stosunku do powierzchni całkowitej otrzymano dla napoiny el500 hb i wyniósł 7,2%. literatura [1] kolbusz r., tabor a., wojciechowski w.: napawanie elementów spiekanych materiałów konstrukcyjnych, archives of foundary, vol. 6, nr 21, str. 229-234, 2006. [2] pashechko m., dziedzic k., barszcz m.: study of the structure and properties of wear-resistant eutectic fe-mn-c-b-si-ni-cr coatings, powder metallurgy and metal ceramics, nr 7-8, vol. 52, str. 469-476, 2013. [3] yüksel n., sahin s.: wear behavior–hardness–microstructure relation of fe–cr–c and fe–cr–c–b based hardfacing alloys, materials and design vol. 58, str. 491-498, 2014. [4] badisch e., katsich c., winkelmann h., franek f., manish r.: wear behavior of hardfaced fe-cr-c alloy and austenitic steel under 2-body and 3-body conditions at elevated temperature, tribology international 43, str. 1234-1244, 2010. [5] ratajczyk e.: rentgenowska tomografia komputerowa (ct) do zadań przemysłowych, pomiary automatyka robotyka, vol. 5, str. 104-113, 2012. [6] yanga m., xionga s.-m., guoa z.: characterisation of the 3-d dendrite morphology of magnesium alloys using synchrotron x-ray tomography and 3-d phase-field modelling, acta materialia vol. 92, str. 8–17, 2015. [7] hampel u.: x-ray computed tomography, industrial tomography, systems and applications, a volume in woodhead publishing series in electronic and optical materials, str. 175-196, 2015. [8] kułaszka, a. chalimoniuk, m. wieczorowski, m. brzozowski, d.: the assessment of defects and discontinuities in weldings by means of computed tomography, przegląd spawalnictwa, vol. 87, nr 12, s. 31–34, 2015. nictwa 2012, nr 2, str. 24-26. 201208_pspaw.pdf 45przegląd spawalnictwa 8/2012 ryszard pakos kwalifikowanie technologii spawania prętów do zbrojenia betonu rainforced concentrate bars welding technology qualifying dr inż. ryszard pakos – zachodniopomorski uniwersytet technologiczny w szczecinie. streszczenie w artykule przedstawiono kryterium podziału prętów do zbrojenia betonu oraz klasy i gatunki prętów zbrojeniowych, omówiono zagadnienia związane z technologią wytwarzania oraz ich spawalnością. w części badawczej opisano procedurę kwalifikowania technologii spawania prętów na podstawie aktualnych norm. abstract the article presents the criterion for the allocation of reinforced concrete bars, classes and grades of reinforcing bars, discusses issues related to manufacturing technology and their weldability. the research part describes the procedure for qualifying of welding of reinforced concentrate bars based on current standards. wstęp do kwalifikowania technologii spawania prętów żebrowanych do zbrojenia betonu wykorzystuje się badania nieniszczące i niszczące, takie jak: badania wizualne, makroskopowe, penetracyjne, badania na rozciąganie oraz twardości. nie ma jednej normy, która w pełni opisywałaby proces kwalifikowania technologii spawania prętów żebrowanych. procedura kwalifikowania opisana jest w dwóch odrębnych normach: en iso 17660-1:2008 spawanie – spawanie/zgrzewanie stali zbrojeniowej – część 1: złącza spawane/zgrzewane nośne oraz normę en iso 15614-1: 2008 specyfikacja i kwalifikowanie technologii spawania metali – badania technologii spawania – część 1: spawanie łukowe i gazowe stali oraz spawanie łukowe niklu i stopów niklu. trzeba jednak zaznaczyć, że każda z tych norm opisuje tylko część zaleceń. bazowanie na jednej z nich nie zapewnia pełnego kwalifikowania technologii spawania prętów żebrowanych. norma en iso 17660-1:2008 zawiera zalecenia dotyczące badań na rozciąganie i zginanie, a en iso 15614-1:2008 – badań wizualnych, badań penetracyjnych, badaniu twardości. opracowanie jednej kompletnej normy, która opisywałaby proces kwalifikowania spawania prętów żebrowanych, byłoby ułatwieniem omawianej procedury. pręty zbrojeniowe używane są w konstrukcjach żelbetowych, tj. konstrukcjach z betonu i ułożonych w nim prętów ze stali zbrojeniowej. ilość stali w konstrukcjach żelbetowych jest niewielka i na ogół nie przekracza 5% ich całkowitej objętości, jednak wprowadzenie prętów stalowych do konstrukcji betonowej umożliwia osiąganie bardziej wytrzymałych konstrukcji o większych wymiarach. zadaniem prętów zbrojeniowych nośnych, rozdzielczych, strzemion oraz siatek stosowanych do konstrukcji betonowych jest ich wspólne przenoszenie sił, głównie rozciągających i poprzecznych, występujących podczas pracy konstrukcji. wytrzymałość betonu na rozciąganie jest bardzo mała, zatem można przyjmować, że obciążenie rozciągające w konstrukcjach żelbetowych jest przenoszone tylko przez pręty zbrojeniowe. zbrojenie stosowane jest również w przypadku występowania dużych naprężeń ściskających i ograniczonych wymiarów przekroju betonu. wówczas mogą występować niekorzystne dla konstrukcji żelbetowych zbyt duże naprężenia wywołane skurczem betonu i zmianami temperatury. klasy i gatunki zgodnie z pn-89/h-84023/06 stale do zbrojenia betonu dzieli się na 5 klas. pręty zbrojeniowe, w zależności od klasy, rozróżnia się pod względem układu i nachylenia żeber na pobocznicy pręta. na rysunku 1 przedstawiono pręty do zbrojenia 46 przegląd spawalnictwa 8/2012 rys. 1. pręty zbrojeniowe ze stali: a) pręty gładkie (klasa a-0 i a-i), b) pręty żebrowane – dwa żebra jednoskośne (klasa a-ii, stal st50b), c) pręty żebrowane (klasa a-ii dla gatunku 18g2-b), d) pręty żebrowane – tzw. „dwa żeberka na jodełkę” (klasa a-iii dla 34gs), e) pręty żebra (klasa a-iiin dla gatunku 20g2vy-b) [7] fig. 1. steel reinforced concentrate bar: a) plain bars (class a-0 and a-i), b) ribbed reinforcing bar – two skewed ribs (class a-ii, grade st50b), c) ribbed reinforcing bar (class a-ii species 18g2-b), d) ribbed reinforcing bar (class a-iii to grade 34gs), e) ribbed reinforcing bar (class a-iiin species 20g2vy-b) [7] rys. 2. klasy i gatunki stali wg pn-b-03264 oraz dwa gatunki nieujęte w normie – rb500w i bst500s (klasa aiiin) [7] fig. 2. classes and grades acc. to pn-b-03264 and 2 not included in standard – rb500w and bst500s (class aiiin) [7] betonu oraz ich układy użebrowania, natomiast na rysunku 2 pokazano klasy stali i przyporządkowane im gatunki wg pn-b-03264, oraz dodatkowe dwa gatunki nieujęte w normie – rb500w i bst500s (w ramach klasy aiiin). w klasie a-0 produkowane są pręty okrągłe gładkie ze stali st0s. w klasie a-i — pręty okrągłe gładkie o innych właściwościach mechanicznych i technologicznych zaliczane do gatunków st3sx i st3sy. pręty zbrojeniowe w klasie a-ll mają na powierzchni ukształtowane dwa żebra podłużne, biegnące równolegle do długości pręta. pręty w klasie a-iii są również żebrowane, podobnie jak w klasie a-ii, z tym że żebra poprzeczne usytuowane są w tzw. „jodełkę” i nachylone do żeber podłużnych z jednej strony pręta pod kątem ok. 60°, a z drugiej strony pod kątem 300°. pręty 20g2vy produkowane w klasie a-iiin, dla odróżnienia ich od prętów 34gs, mają nawalcowane dodatkowe odcinki żeber podłużnych między żeberami poprzecznymi. w tablicy i przedstawiono gatunki i klasy stali do zbrojenia betonu wraz z ich podstawowymi właściwościami mechanicznymi oraz przydatnością do spajania, scharakteryzowaną maksymalną zawartością węgla i równoważnikiem węgla ce. w polsce najczęściej używanymi gatunkami stali są: 18g2-b, 34gs, rb500, rb500w, bst500s. tablica i. charakterystyczne właściwości stali przeznaczonej na pręty zbrojeniowe [6] table i. typical properties of steel for reinforced concentrate bar [6] norma gatunek stali klasa stali zakres średnic, mm cmax % ce wymagane właściwości mechaniczne prętów re lub r0.2 min, mpa rm, mpa a5 min, % kąt gięcia/średnica trzpienia gnącego p n -8 2/ h -9 32 15 p n -8 9/ h -8 40 23 .6 p n -h -8 40 23 -6 /a 1: 19 96 st-0b a-0 5.5÷40 0,23 220 310÷550 22 180°/2 d st3sx-b st3sy-b a-i 0,22 240 370÷460 24 180°/2 d st50b a-ii 6÷32 0,40 355 min.490 17 180°/3 d 18g2-b 0,22 0,48 490÷620 20 180°/3 d 20g2y-b 6÷28 0,23 0,48 180°/2 d 25g2s a-iii 6÷40 0,29 0,58 395 min. 590 14 90°/3 d 35g2y 6÷20 0,35 0,59 410 16 90°/3 d 34gs 6÷32 0,36 0,59 410 90°/3 d 20g2vy a-iiin 6÷28 0,23 0,52 490 590÷780 13 90°/4 d s er ia n or m p n -i s o 6 93 5 rb300 a-iiin 6÷40 brak brak 300 min. 330 16 160°/2÷4 d rb400 rb400w 0,22 0,50 400 min. 440 14 160°/2.5÷5 d rb500 rb500w 0,24 0,52 500 min. 550 14 160°/3÷6 d d in 48 8 bst420s bst500s 6÷28 (32) 0,22 420 min. 500 10 180°/5÷8 d 0,22 500 min. 550 10 180°/5÷8 d p n e n v 10 08 0 b500a 6÷16 0,24 0,52 500 min. 1,05xre 2.5 90°/5÷10 d b500b 6÷40 0,24 0,52 500 min. 1,08xre 5 90°/5÷10 d 47przegląd spawalnictwa 8/2012 metody wytwarzania stal zbrojeniowa wytwarzana jest przez huty i zakłady przetwórstwa hutniczego w postaci prętów gładkich i żebrowanych, walcówki i drutu w kręgach z powierzchnią gładką lub żebrowaną oraz jako siatki zgrzewane maszynowo z prętów lub z odcinków drutów. postęp w technologii wytwarzania wyrobów stalowych do zbrojenia betonu był ukierunkowany w minionych kilkunastu latach na uzyskanie zwiększonej wytrzymałości i granicy plastyczności, przy jednocześnie dobrej plastyczności i spajalności. rozwój technologii walcowania i przetwórstwa hutniczego pozwala obecnie na uzyskanie żądanego kształtu i wymiarów wyrobów hutniczych z dużą dokładnością wymiarową. tradycyjna technologia wytwarzania prętów lub walcówki do zbrojenia betonu polega na walcowaniu na gorąco i naturalnym chłodzeniu w powietrzu po walcowaniu. uzyskanie wysokiej granicy plastyczności prętów możliwe jest w wyniku zastosowania jednej z następujących technologii: – obróbki cieplnej bezpośrednio po walcowaniu (przyspieszone chłodzenie), realizowanej z zastosowaniem jednej z następujących odmian umacniania cieplnego: tempcore, qtb; – walcowania z regulowaną temperaturą prętów ze stali mikrostopowych, np. z mikrododatkiem wanadu i niobu; – umacniania na zimno prętów przez skręcanie, rozciąganie i/lub nagniatanie użebrowania. najczęściej stosowane są technologie tempcore i qtb. w technologii tempcore, która obejmuje obróbkę cieplną z wykorzystaniem ciepła walcowania, podwyższenie właściwości mechanicznych prętów uzyskuje się w wyniku zahartowania i samoodpuszczenia zewnętrznej warstwy pręta przechodzącego po zakończeniu walcowania przez linię intensywnego chłodzenia wodnego oraz w wyniku rozdrobnienia struktury ferrytyczno-perlitycznej w środkowej strefie pręta. skład chemiczny stali na pręty żebrowane do zbrojenia betonu podany w normie pn-iso 6935-2 określa dopuszczalne zawartości pierwiastków podstawowych (c, mn, si), resztkowych (cr, v, mo, cu, ni, sb, sn), domieszek szkodliwych (s, p), gazów (n2, h2, o2) oraz maksymalną wartość równoważnika węgla ce. skład chemiczny stali wytwarzanych w kraju metodą umocnienia cieplnego, wg pn-iso 6935-2:1998 oraz wg projektu pn-en 10080:2007, podano w tablicy ii. zastosowanie technologii tempcore przynosi znaczne efekty: – ekonomiczne (obniżenie kosztów produkcji prętów), – technologiczne (produkcja wysokiej jakości prętów ze stali o re min – 500 mpa, a5 = 15% oraz o bardzo dobrej spawalności i zgrzewalności), – konstrukcyjne (znaczne zmniejszenie liczby i masy prętów stosowanych w konstrukcjach żelbetowych), – jakościowe (polepszenie jakości powierzchni prętów przez zmniejszenie grubości zgorzeliny, zmniejszenie braków na skutek uszkodzenia powierzchni prętów, zapewnienie większej prostości prętów), – organizacyjne (zmuszenie producentów prętów do przestrzegania ostrych wymagań narzuconych przez systemy jakości), – rynkowe (eliminacja z rynku produkcji prętów o ograniczonej spawalności i zgrzewalności). technologia qtb (quenching and tempering bars) opracowana przez firmę danieli jest odpowiednikiem metody kontrolowanego chłodzenia tempcore. zapewnia ona uzyskanie podwyższonych właściwości wytrzymałościowych prętów ze stali niskowęglowych przez zastosowanie w linii walcowania na gorąco odpowiedniego systemu trójfazowego kontrolowanego chłodzenia prętów. pod względem struktury wewnętrznej pręt poddany takiej obróbce cieplnej wykazuje przypowierzchniową warstwę martenzytu odpuszczonego, podczas gdy rdzeń pręta składa się z ferrytu i perlitu oraz struktur pośrednich. dzięki zastosowaniu technologii qtb uzyskuje się poprawę parametrów technicznych prętów: – wysoką wytrzymałość na rozciąganie, – dobrą spawalność dzięki możliwości zmniejszania zawartości węgla przy zachowaniu wysokiej umownej granicy plastyczności, – dobrą zginalność bez występowania mikropęknięć na powierzchni pręta, – bardzo dobrą charakterystykę zachowania się prętów w warunkach zmęczeniowych, osiąganą dzięki wysokiej plastyczności powierzchniowej warstwy martenzytu, co pozwala na wykorzystywanie prętów z qtb w elementach konstrukcyjnych poddawanych obciążeniom dynamicznym, tablica ii. wymagany skład chemiczny stali na pręty żebrowane wg pn-iso 6935-2:1998 i pn-en 10080:2007 table ii. required chemical composition of steel for reinforced concentrate bar acc. to pn-iso 6935-2:1998 and pn-en 10080:2007 numer normy gatunek stali maksymalna zawartość pierwiastka, % masy c mn si p s n ce pn-iso 6935-2 rb300, rb400 rb500 0,060 (0,050)1) 0,060 (0,050)1) rb400w, rb500w 0,22 1,60 0,60 0,050 0,050 0,012 0,50 (0,55)2 pn-en 10080:2007 b500a, b500b 0,24 0,055 0,055 0,013 0,52 1) norma pn-iso 6935-2/ak:1998 ogranicza zawartość p i s do poziomu 0,050% 2) dla prętów rb400w i rb500w o średnicy powyżej 32 mm dopuszcza się 0,25%c i ce max – 0,55% 48 przegląd spawalnictwa 8/2012 – dzięki wysokiej stabilności cieplnej struktury poddanej obróbce cieplnej charakterystyka zachowania się prętów z qtb podczas pożaru nie odbiega od właściwości prętów walcowanych metodą klasyczną. na rysunku 3 przedstawiono uproszczony schemat procesu technologii qtb wraz z wykresem temperatura – fazy chłodzenia pręta żebrowanego. spawalność na spawalność stali prętów żebrowanych decydujący wpływ ma skład chemiczny (wyrażony wartością równoważnika węgla ce), obecność wodoru dyfundująrys. 3. schemat przebiegu procesu technologii qtb [14] fig. 3. scheme of qtb process [14] cego oraz średnica pręta. norma budowlana b-03264 oraz normy przedmiotowe na wytwarzanie spawalnych prętów ograniczają wartość równoważnika ce do 0,50%. wzrost grubości prętów zwiększa ryzyko podhartowań w strefie wpływu ciepła (swc), co w obecności naprężeń spawalniczych oraz naprężeń pochodzących od obciążeń zewnętrznych może spowodować pęknięcie zimne. w przypadku nowoczesnych prętów żebrowanych nie występuje ryzyko pękania gorącego, nagłego czy lamelarnego. pęknięcia kruche ze względu na korzystną strukturę materiału pręta (obecność odpuszczonego martenzytu o niskiej twardości) nie powinny stanowić zagrożenia. przydatność stali zbrojeniowej do łączenia za pomocą spawania łukowego lub zgrzewania oporowego podano w tablicy iii. spawalność „zadowalająca” oznacza możliwość połączenia prętów przy zachowaniu odpowiednich warunków wykonania oraz przeprowadzenia badań wstępnych, natomiast spawalność „niedostateczna” lub (utrudniona) oznacza, że stal, z uwagi na skład chemiczny, stwarza trudności w połączeniu metodami spawania i zgrzewania, jednak nie uniemożliwia połączenia prętów innymi metodami. rodzaje połączeń spawanych połączenia spawane prętów zbrojeniowych można podzielić na złącza spawane nośne i złącza spawane nienośne (rys. 4). złącza nośne są to złącza spawane stosowane do przenoszenia specyficznych obciążeń ze stali zbrojeniowej. złącza spawane nienośne są to złącza, których wytrzymałość jest nieuwzględniana przy projektowaniu konstrukcji do zbrojenia betonu. zadaniem nieobciążonego złącza spawanego jest zwykle zapewnienie wzajemnego położenia elementów do zbrojenia betonu podczas produkcji, transportu i betonowania. stosowane połączenia spawanych prętów zbrojeniowych można podzielić tablica iii. ogólna charakterystyka spawalności krajowych stali zbrojeniowych [10] table. iii. typical weldability of domestic steels for reinforced concentrate bars [10] klasa stali gatunek stali spawalność lub zgrzewalność stali zbrojeniowej przy zastosowaniu spawania łukowego zgrzewania oporowego doczołowego punktowego a-0 st0s-b dobra (do d = 25 mm) dobra a-i st3sx-b dobra (do d = 25 mm) dobra st3sy-b dobra dobra pb 240 utrudniona brak danych a-ii st50b dobra (wymaga przeprowadzania wstępnych prób zgrzewalności) niedostateczna 18g2-b dobra dobra 20g2y-b zadowalająca zadowalająca a-iii 25g2s utrudniona zadowalająca 25g2y zadowalająca 34gs dobra (zgrzewanie prętów prostych) rb 400 brak danych rb400 w bardzo dobra bardzo dobra rb 500 utrudniona brak danych rb 500w bardzo dobra bardzo dobra 49przegląd spawalnictwa 8/2012 na następujące rodzaje złączy: doczołowe, zakładkowe, nakładkowe, krzyżowe, złącza z innym elementem stalowym, złącza inne. metody spawania norma en iso 17660:2008 spawanie – spawanie/ zgrzewanie stali zbrojeniowej podaje zalecane średnice prętów do zbrojenia betonu dla różnych rodzajów rys. 4. klasyfikacja złączy spawanych wg rodzaju fig. 4. welded joint type classification tablica iv. zalecane metody spajania prętów do zbrojenia betonu [2] table iv. recommended methods for rainforced concentrate bars welding [2] numer metody spajania wg pn-en iso 4063 (nazwa metody spajania) rodzaj złącza spajanego zakres średnic prętów dla złączy, mm nośnych1) nienośnych2) 21 (zgrzewanie punktowe oporowe) zakładkowe nie ma zastosowania 5÷50 23 (zgrzewanie garbowe) krzyżowe 5÷20 5÷50 24 (zgrzewanie iskrowe), 25 (zgrzewanie zwarciowe) doczołowe 5÷50 nie ma zastosowania 42 (zgrzewanie tarciowe) doczołowe, doczołowe z inną stalą 6÷50 nie ma zastosowania 47 (zgrzewanie gazowe; płomieniowe) doczołowe 6÷50 nie ma zastosowania 111 (spawanie łukowe elektrodą otuloną) 114 (spawanie łukowe drutem proszkowym samoosłonowym) 135 (spawanie łukowe metodą mag) 136 (spawanie łukowe drutem proszkowym w atmosferze gazu aktywnego) doczołowe bez podkładki ≥16 nie ma zastosowania doczołowe z podkładką ≥12 nie ma zastosowania zakładkowe 6÷50 6÷50 nakładkowe 6÷50 nie ma zastosowania krzyżowe 6÷50 6÷50 doczołowe z inną stalą 6÷50 6÷50 1) złącza spajane wykonane z prętów do zbrojenia betonu, stosowane do przenoszenia głównych obciążeń przez pręty oraz elementy stalowe połączone z prętami. 2) złącza spajane, których wytrzymałość nie jest brana pod uwagę w fazie projektowania konstrukcji zbrojeniowej; służą tylko do utrzymania elementów zbrojenia we właściwej pozycji podczas wytwarzania, transportu i montażu konstrukcji. i stopni odpowiedzialności złączy spajanych stosowanych w praktyce budowlanej. w tablicy iv przedstawiono zalecane metody spajania prętów do zbrojenia betonu. w teorii pręty zbrojeniowe można łączyć kilkoma metodami spawania (procesy 111, 135, 136 wg pn-en iso 4063), ale praktycznie metodą najczęściej stosowaną przez wykonawców jest metoda ręcznego spawania elektrodą otuloną (111), która w warunkach zarówno warsztatowych, jak i na placu budowy ma sporo zalet w porównaniu z pozostałymi, tj. łatwość transportu źródeł inwertorowych do kolejnych stanowisk w czasie pracy, wyeliminowanie butli gazowych, większą odporność na podmuchy wiatru oraz mniejszą awaryjność od bardziej skomplikowanych półautomatów spawalniczych mig/mag. badania złączy próbnych i kryteria oceny złącza próbne określa się na podstawie analizy projektu konstrukcyjnego obiektu, dla którego będzie wykonywane uznanie/kwalifikowanie technologii spawania. analizie podlegają następujące elementy złączy nośnych: grupy (gatunki) stali spawanych elementów konstrukcji zbrojenia (pręty, blachy), średnica prętów, grubość blach, typy połączeń, rodzaj i grubość spoin. na podstawie tych danych należy wybrać złącza reprezentatywne dla występujących połączeń, grubości spoin i materiałów, uwzględniając zakres kwalifikowania. w praktyce projektanci dążą do unifikacji konstrukcji zbrojenia, co zmniejsza liczbę zmiennych parametrów, a w wielu przypadkach może nawet oznaczać jeden typ pręta nośnego (gatunek, średnica) z jednym typem połączenia. 50 przegląd spawalnictwa 8/2012 zakres badań złączy próbnych przedstawiono w tablicy v. badania nieniszczące (ndt) zaleca się wykonać najwcześniej po upływie 24 h po zakończeniu spawania w celu ujawnienia ewentualnych pęknięć zimnych. badania niszczące wykonuje się na złączach, które uzyskały pozytywny wynik badań nieniszczących (ndt). w praktyce jest istotne, aby badania zostały wykonane przez akredytowane laboratorium, a badania nieniszczące przez certyfikowany personel. w wyniku obserwacji złącza można określić charakter krystalizacji pierwotnej materiału spoiny, niezgodności spawalnicze wewnętrzne i zewnętrzne, jakość wtopienia metalu spoiny w materiał łączony, szerokość strefy wpływu ciepła oraz makrostrukturę materiału podstawowego. w przypadku badań wykonywanych na złączach prętów zbrojeniowych zakres potrzebnych badań przedstawiono w tablicy v. liczba złączy próbnych jest pochodną zakresu badań, co oznacza, że dla technologii spawania prętów spoinami czołowymi potrzeba 8 złączy, a dla prętów ze spoinami pachwinowymi 4 złącza, z wyjątkiem złączy krzyżowych, które wymagają 7 próbek (próby twardości można wykonać na próbkach makroskopowych po wykonaniu fotografii). dla złączy ze spoinami czołowymi długość próbek do badań mechanicznych przyjmuje się rzędu 300 mm. dla złączy ze spoinami pachwinowymi długość próbek do próby rozciągania powinna być większa, rzędu 700÷800 mm. tablica v. zakres badań złączy próbnych i dotyczące ich wymagania [3-5] table v. the range of tests for test-joint and requirement for it [3-5] złącze próbne rodzaj badań zakres badań wymagania pręt + pręt ze spoiną czołową badania wizualne (vt) 100% b wg en iso 5817 badania na pęknięcia powierzchniowe: pt/mt 100% b wg en iso 5817 badania radiologiczne (rt) 100% b wg en iso 5817 próba rozciągania 3 próbki zerwanie w materiale1) próba zginania 4 próbki kąt zginania 120°2 badania makroskopowe 1 próbka b wg en iso 5817 próba twardości hv105) 1 próbka dopuszczalna maksymalna twardość3 pręt + pręt ze spoiną pachwinową* badania wizualne (vt) 100% c wg en iso 58174) badania na pęknięcia powierzchniowe: pt/mt 100% c wg en iso 5817 próba rozciągania 3 próbki zerwanie w materiale1) badania makroskopowe 2 próbki c wg en iso 5817 próba twardości hv 105) 2 próbki dopuszczalna maksymalna twardość3) pręt + blacha, spoina pachwinowa badania wizualne (vt) 100% c wg en iso 5817 badania na pęknięcia powierzchniowe: pt/mt 100% c wg en iso 5817 badania makroskopowe 2 próbki c wg en iso 58174) próba twardości hv 105) 2 próbki dopuszczalna maksymalna twardość3) *) dla złączy skrzyżowanych wymagana jest dodatkowo próba ścinania (3 próbki). 1) w przypadku zerwania w spoinie: rm > od minimalnej wartości wytrzymałości dla danej stali, dla spoin pachwinowych należy uwzględnić współczynnik ścinania. 2) 2 próbki z rozciąganiem lica, 2 próbki z rozciąganiem grani. 3) dopuszczalna maksymalna twardość hv 10: 350 – dla stali grupy 1 i 2 wg iso/tr 15608; 420 – dla stali grupy 3 wg iso/tr 15608. 4) próbki pobrać z obu końców spoiny. 5) próbę twardości wykonać na próbkach makroskopowych, po wykonaniu fotografii. do prób spawania prętów zbrojeniowych należy dobrać materiały dodatkowe, które: – zapewniają stopiwo o granicy plastyczności re min równej, a w praktyce bezpieczniej – o 10÷15% wyższej od granicy plastyczności łączonych prętów. jest to szczególnie ważne przy spawaniu prętów ze stali wysokowytrzymałej; – mają dobre technologiczne właściwości spawalnicze, czyli charakteryzują się dobrym równomiernym stapianiem, zapewniają równomierne kształtowanie spoiny oraz małą ilość rozprysków; – są uznane przez instytucje dozoru technicznego, np.: udt, tüv, db lub morskie towarzystwa klasyfikacyjne; – mają kartę katalogową z danymi technologicznymi oraz dokument kontroli wg normy en 10204 – tzw. certyfikat wytwórcy; – w przypadku elektrod otulonych, dodatkowo, są dostępne w opakowaniach próżniowych, co eliminuje problem z suszeniem, kłopotliwy na budowie. badania własne złącza próbnego w celu zobrazowania procesu kwalifikowania prętów żebrowanych przedstawiono badanie złącza wykonanego na pręcie żebrowanym o średnicy 25 mm. pręty połączono w złączu zakładkowym jednostronną spoiną pachwinową w pozycji podolnej (pa) 51przegląd spawalnictwa 8/2012 rysunek 5. na podstawie en iso 17660-1:2008 oraz en iso 15614-1:2008 przeprowadzona została procedura kwalifikowania technologii spawania prętów żebrowanych do zbrojenia betonu. rys. 5. przekrój połączenia zakładkowego jednostronnego prętów wykonanego w pozycji podolnej (pa) fig. 5. cross section of overlap joint of bars made in the flat welding position (pa) tablica vi. charakterystyka badanego pręta table. vi. characteristic of tested rainforced concentrate bar pręt zbrojeniowy wyrób stan przeznaczenie gatunek norma wymiar, mm a pręt gorąco walcowany okrągły żebrowany surowy do zbrojenia betonu bst500s din488-1:84/din 488-2:86 25 tablica vii. skład chemiczny oraz właściwości mechaniczne badanego pręta zbrojeniowego table vii. chemical composition and mechanical boroperties of tested rainfroced concentrate bar pręt zbrojeniowy skład chemiczny wytopu, % równoważnik węgla cec mn si p s ce ni cu mo v n a 0,21 0,9 0,14 0,014 0,035 0,09 0,09 0,3 0,02 0,002 0,009 0,41 równoważnik węgla ce wg wzoru ce = c + mn/6 + (cr + mo + v)/5 + (ni + cu)15 właściwości mechaniczne rm, n/mm 2 re, n/mm 2 rm/re a10, % agt, % 680 573 1,19 18,2 10,5 tablica viii. metody spawania badanych prętów table. viii. welding mehods of tested rainforced concentrate bars pręt zbrojeniowy metoda spawania pn-en iso 4063 rodzaj wykonanej spoiny pn-en 287-1 pozycja spawania pn-en iso 6947 rodzaj użytej elektrody klasa elektrody wg en 757 a 111 fw pf ok. 74.78 e 55 4 mn mo b 3 2 h5 tablica ix. wyniki badania wizualnego złącza spawanego pręta zbrojeniowego o średnicy 25 mm table. ix. results of visual testing of welded joint of reinforced concentrate bar with diameter of 25 mm numer próbki lico/grań pn-en iso 6520-1:2009 / pn-en iso 5817:2009 101 102 103 104 402 504 507 508 509 510 512 514 515 5011 5012 5013 inne wynik a.1 l b b a.2 l b a.3 l b b a.4 l b tablica x. wyniki badania na rozciąganie złącza zakładkowego pręta o średnicy 25 mm table x. results of tensile test of overlap joint of reinforced concentrate bars with diameter of 25 mm numer próbki średnica badanego pręta, mm rm, mpa an, mm 2 an x rm, kn fmax, kn miejsce pęknięcia wynik a.1 ø 25 550,0 490,9 270,0 325,0 m pozytywny a.2 ø 25 550,0 490,9 270,0 325,5 m pozytywny a.3 ø 25 550,0 490,9 270,0 325,0 m pozytywny gdzie: an – nominalne pole przekroju poprzecznego pręta w mm 2 ; fmax – maksymalna siła rozciągająca, n; rm – nominalna wytrzymałość na rozciąganie pręta, n/mm2 wg din 488-1 09/84; m – materiał; s – spoina charakterystyka badanego pręta w celu przeprowadzenia kwalifikowania technologii spawania prętów żebrowanych do zbrojenia betonu wykonano badania nieniszczące (ndt) i niszczące: wizualne (vt), penetracyjne (pt), wytrzymalości rys. 6. próbka do badania złącza zakładkowego (badanie na rozciąganie) zgodnie z pn en-iso 17660-1:2008 fig. 6. sample for testing with overlap joints (tensile test) acc. to en iso 17660-1:2008 52 przegląd spawalnictwa 8/2012 na rozciąganie, twardości i makroskopowe. badania wykonano zgodnie z zaleceniami zawartymi w normach: – en iso 17660-1 – spawanie/zgrzewanie stali zbrojeniowej – część 1: złącza spawane/zgrzewane nośne, – en iso 15614-1 – specyfikacja i kwalifikowanie technologii spawania metali – badanie technologii spawania – część 1: spawanie łukowe i gazowe stali oraz spawanie łukowe niklu i stopów niklu. wyniki badań wg en iso 17660-1 i en iso15614-1 zgodnie z wytycznymi norm badania laboratoryjne rozpoczęto po upływie 24 h od zakończenia spawania. po przeprowadzeniu badania wizualnego zgodnie z wytycznymi pn-en 17637 stwierdzono (tabl. ix), że złącze wykonane z pręta o średnicy 25 mm spełnia wymagania jakościowe, a uzyskany poziom akceptacji określono jako wysoki (b) wg pn-en iso 5817:2009. niezgodności określono zgodnie z pn-en 6520. jedyną znalezioną niezgodnością była nierówność lica, która ma niewielki wpływ na jakość i poprawność złącza. rys. 7. makrostruktura złącza zakładkowego pręta o średnicy 25 mm – próbki a.1 i a.2 fig. 7. macrostructure of overlap joint of reinforced concentrate bars with diameter of 25 mm – samples a.1 and a.2 rys. 8. miejsca badania twardości na próbce a.1 fig. 8. hardness measurement points in sample a.1 tablica xi. wyniki badania twardości dla próbki a.1 table. xi. sample a.1 hardness measurement results rząd 1 lico rząd 2 grań punkt pomiarowy hv 10 punkt pomiarowy hv 10 1 208 materiał rodzimy 1 183 materiał rodzimy 2 214 2 185 3 233 3 190 4 205 swc 4 222 swc 5 178 5 184 6 210 6 189 7 202 7 183 8 211 8 204 9 213 spoina 9 215 spoina 10 208 10 239 11 217 11 225 12 208 12 215 13 217 13 204 14 214 14 218 15 213 swc 15 204 swc 16 202 16 217 17 199 17 204 18 207 18 190 19 207 19 207 20 282 materiał rodzimy 20 198 materiał rodzimy 21 277 21 191 22 264 22 182 rys. 9. wykres rozkładu twardości w poszczególnych punktach pomiarowych fig. 9. hardness distribution in measurements points 53przegląd spawalnictwa 8/2012 badania penetracyjne nie wykazały niezgodności na badanych próbkach. poziom akceptacji zgodnie z pn-en iso 23277:2010 został określony na poziomie 1. badanie wytrzymałości na rozciąganie zostało wykonane zgodnie z wymaganiami zawartymi w normie, nie było potrzeby badania dwóch dodatkowych próbek. wszystkie próby uzyskały wynik pozytywny (tabl. x), co oznacza, że spełniony został warunek przedstawiony w normie, mówiący, że wartość maksymalnej siły rozciągającej dla badanych próbek ma być wyższa od iloczynu nominalnego przekroju poprzecznego pręta oraz nominalnej wytrzymałości pręta na rozciąganie, tj. 550 mpa. w każdej z próbek miejscem pęknięcia nie była spoina, lecz materiał rodzimy, co oznacza, że wytrzymałość spoiny była większa od wytrzymałości materiału rodzimego. badanie makroskopowe zostało wykonane zgodnie z warunkami określonymi w normie. na próbkach a.1 i a.2, widocznych na rysunku 6, nie znaleziono niezgodności w postaci: pęknięcia, porowatości, a regularny kształt każdej powierzchni próbki świadczy wnioski przeprowadzenie procesu kwalifikowania technologii spawania prętów żebrowanych do zbrojenia betonu możliwe jest tylko przy jednoczesnym wykorzystaniu en iso 17660-1:2008 oraz en iso 15614-1: 2008. korzystanie tylko z jednej z wymienionych norm nie daje możliwości kwalifikacji. zastosowana technologia wykonywania połączeń spoinami pachwinowymi prętów ze stali bst500s elektrodami otulonymi ok 74.78 (e 55 2 mn mo b 32) literatura [1] pn-h-84023-06:1989 stal określonego zastosowania. stal do zbrojenia betonu – gatunki. [2] en iso 17660-1:2008 spawanie – spawanie/ zgrzewanie stali zbrojeniowej – część 1: złącza spawane/zgrzewane nośne. [3] en iso 17660-2:2008 spawanie – spawanie/zgrzewanie stali zbrojeniowej – część 2: złącza spawane/zgrzewane nienośne. [4] en iso 15614-1: 2008 specyfikacja i kwalifikowanie technologii spawania metali – badania technologii spawania – część 1: spawanie łukowe i gazowe stali oraz spawanie łukowe niklu i stopów niklu. [5] pn-en iso 17637:2011 badania nieniszczące złączy spawanych -badania wizualne złączy spawanych. [6] pn-en iso 5817:2009 spawanie – złącza spawane ze stali, niklu, tytanu i ich stopów (z wyjątkiem spawanych wiązką) – poziomy jakości według niezgodności spawalniczych. [7] pn-en iso 6520-1:2009 spawanie i procesy pokrewne – klasyfikacja geometrycznych niezgodności spawalniczych w metalach – część 1: spawanie. [8] iso 3452-1:2008 non-destructive testing – penetrant testing – part 1: general principles. o poprawnie wykonanym złączu. na każdej z próbek widać linię wtopienia między materiałem dodatkowym a materiałem rodzimym, wtopienie ma regularny i prawidłowy kształt. spoina ma wyraźne, równomierne wtopienie oraz wyraźne, równomierne ściegi. strefa wpływu ciepła (swc) również jest równomierna. badanie twardości wykonano zgodnie z wymaganiami zawartymi w normie. wszystkie próby uzyskały wynik pozytywny, tj. żadna próbka nie przekroczyła dopuszczalnej twardości hv (zgodnie z tabl. xi) wg pn en iso 15614-1:2008. w badaniu próbki a.1 stwierdzono, że został dobrany prawidłowy materiał dodatkowy, twardości są zbliżone do wartości materiału rodzimego, jakim jest pręt. wyniki mieszczą się w zakresie dopuszczalnej twardości, tj. maksymalnie do 380 hv. dobrze dobrany materiał dodatkowy i wykonanie złącza zgodnie z pwps pozwoliły osiągnąć twardość spoiny nieodbiegającą znacznie od twardości prętów. tym samym brak znacznych wahań twardości w konstrukcji prętowej nie wpłynie na jej jakość. zapewnia spełnienie wymagań normy pn-en iso 15614-1:2008. spawana stal bst500s, z uwagi na korzystny skład chemiczny, ma dobre właściwości spawalnicze, a zatem można ją stosować na typowe rozwiązania konstrukcyjne węzłów spawanych przy ograniczeniu energii liniowej łuku, co zabezpiecza złącze spawane przed przegrzaniem i spadkiem właściwości wytrzymałościowych w strefie spawania. [9] ferenc k.: technika spawalnicza w praktyce. poradnik inżyniera, konstruktora i spawacza, verlag dashofer, 2009. [10] ferenc k. ferenc j.: konstrukcje spawane – projektowanie połączeń. wnt, warszawa, 2000. [11] szubryt m.: wymagania dotyczące spawania i odbioru konstrukcji z prętów zbrojeniowych. przykład rozbieżności pomiędzy zaleceniami norm a praktyką. biuletyn instytutu spawalnictwa, 2004 nr 6, s. 51-58. [12] saperski marek: procedura kwalifikowania technologii spawania prętów żebrowanych do zbrojenia betonu. biuletyn instytutu spawalnictwa, 2010 nr 1, s. 59-63. [13] zeman m.: spajanie nowoczesnyh prętów żebrowanych do zbrojenia betonu w gatunku rb500w o granicy plastyczności powyżej 500 mpa. biuletyn instytytutu spawalnictwa, 2004 nr 1, s. 49-55. [14] zeman m.: nowe wymagania jakościowe dotyczące spajania prętów do zbrojenia betonu. biuletyn instytutu spawalnictwa, 2005 nr 1, s. 33-43. 201310_pspaw_fg98.pdf 35przegląd spawalnictwa 10/2013 tomasz chmielewski dariusz golański marek węglowski krzysztof kudła konrad wojnarowski zastosowanie metody mag-speedroot do spawania ściegu graniowego spoin czołowych w połączeniach rurowych the application of mag-speedroot method   for welding of root pass in butt welded pipe joints a inż toma z c mie ew ki d a inż a i z o a ki o p – politechnika warszawska; d inż a ek ow ki – rywal–rhc; d inż zy zto dła – politechnika częstochowska; inż on ad o na ow ki – jt zakład budowy gazociągów. a t a t the paper presents the research work devoted to welding of root pass in pj position using the new magspeedroot welding method. the conditions of welding and results of obtained root passes by mag-speedroot method were compared to conventional welding methods. the mag-speedroot method has been developed by lorch (germany) company specifically for welding of root passes in pg position. the purpose of this work was to implement the mag-speedroot technology of root pass welding in butt welded steel pipelines at jt zakład budowy gazociągów plant in warsaw, poland. as the result, this technology has been certified by the udt certification body first time in history. st e z zenie w artykule przedstawiono wyniki badań doświadczalnych spawania ściegu graniowego w pozycji pj przy użyciu nowoczesnej odmiany metody mag-speedroot. porównano warunki i wyniki spawania ściegu graniowego mag-speedroot z metodami stosowanymi tradycyjnie. metoda mag-speedroot została opracowana przez firmę lorch (niemcy) do spawania ściegu graniowego blach w pozycji pg. celem prezentowanej pracy było wdrożenie w firmie jt zakład budowy gazociągów w warszawie technologii spawania ściegów graniowych spoin czołowych rurociągów stalowych metodą mag w odmianie speedroot. w efekcie, pierwszy raz w historii prezentowana technologia została uznana przez jednostkę notyfikowaną udt. t wytwórcy konstrukcji spawanych powinni stosować uznane technologie. głównym dokumentem opisującym procedury uznania technologii spawania stali oraz zakres kwalifikowania jest pn-en iso 15614-1. jednym z pierwszych i kluczowych etapów procesu uznawania technologii jest opracowanie wstępnej instrukcji spawania (pwps) zgodnie z pn-en iso 15606-1. w pwps-ie zawarte są wszelkie informacje dotyczące warunków technologicznych wykonania złącza spawanego na znormalizowanym złączu próbnym (rys. 1). złącze próbne wykonywane jest w obecności inspektora jednostki notyfikowanej (np. udt). podczas wykonywania złącza spawanego należy monitorować parametry spawania w celu sporządzenia protokołu uznania technologii spawania (wpar). w protokole zawarte są dokładne informacje dotyczące próby wykonania złącza spawanego. znajdują się tam parametry spawania, dane spawacza oraz numer atestu materiału rodzimego i dodatkowego. następnie złącze próbne zostaje poddane badaniom nieniszczącym i niszczącym. pierwszym etapem są badania nieniszczące, które należy wykonać zgodnie z wytycznymi 36 przegląd spawalnictwa 10/2013 ry 1 wymiary znormalizowanego złącza próbnego wg pn-en iso 15614-1 i 1 the dimensions of standardized test joint acc. to pn-en iso 15614-1 zawartymi w normach. badaniu poddane jest całe złącze spawane. ujawnione niezgodności spawalnicze muszą mieścić się w określonych wartościach granicznych dla poziomu jakości (w tym przypadku b) wg pn-en iso 5817. ostatnim etapem jest przeprowadzenie badań niszczących na złączu próbnym w akredytowanym laboratorium (wymagania pn-en iso/iec 17025). celem badań niszczących jest m.in. ujawnienie mikrostruktury złącza oraz jego właściwości mechanicznych, w tym doraźnej wytrzymałości na rozciąganie, wydłużenia materiału stopiwa oraz lokalizacji utraty spójności. złącze bada się zgodnie z wytycznymi zawartymi w normach. próbki pobiera się ze złącza zgodnie z rysunkiem 2. na rysunku 2 przedstawiono miejsca pobierania próbek do badań laboratoryjnych, gdzie: 1 – góra zamocowanej rury; 2 – obszar dla: 1 próbki do badania na rozciąganie, próbek do badania na zginanie; 3 – obszar dla: próbek do badania udarności i badań dodatkowych, jeśli są wymagane; 4 – obszar dla: 1 próbki do badania na rozciąganie, próbek do badania na zginanie; 5 – obszar dla: 1 próbki do badania makroskopowego, 1 próbki do badania twardości. ry 2 miejsca pobierania próbek do badania złączy doczołowych rur i 2 the location of coupons taken for testing of butt joints in welded pipelines a nki awania mag-speedroot jest innowacyjną niskoenergetyczną odmianą metody spawania mag (lub mig zależnie od rodzaju zastosowanego gazu osłonowego) przeznaczoną do wykonywania ściegu graniowego spoin ry 3 charakterystyka dynamiczna spawania metodą mag-speedroot i 3 the dynamic characteristics of mag-speedroot welding czołowych blach wykonywanych w pozycji pg oraz rur w pozycji pj, wprowadzoną przez firmę lorch na rynek polski na początku 2011 r. główną zaletą, jaka wyróżnia mag-speedroot, jest precyzyjny system kontroli i sterowania przebiegiem procesu spawania. przed rozpoczęciem spawania należy wprowadzić do synergicznego układu doboru parametrów dane dotyczące średnicy drutu, gazu osłonowego oraz rodzaju materiału rodzimego. system sterowania automatycznie dostosowuje inne zmienne do odpowiedniego poziomu. w warunkach klasycznego spawania łukiem zwarciowym, podczas zwarcia drutu elektrodowego z materiałem rodzimym następuje gwałtowny samoczynny wzrost natężenia prądu, co prowadzi do powstawania ekspulsji gwałtownie nagrzewanej kropli cieczy przechodzącej z drutu elektrodowego do jeziorka i jej rozprysku [1]. w procesie mag-speedroot (rys. 3) po zwarciu drutu elektrodowego z materiałem kąpieli metalicznej, prąd spawania gwałtownie rośnie do momentu utworzenia minimalnego przewężenia ciekłego metalu (łączącego koniec elektrody z jeziorkiem spawalniczym), po czym układ regulacji zmniejsza znacząco natężenie prądu mimo zwarcia. zerwanie mostka i transport kropli następuje wskutek napięcia powierzchniowego ciekłego stopiwa, którego wartość nawet przy niskim natężeniu prądu jest na tyle wysoka, że wciąga kroplę zwisającą na końcu drutu do jeziorka spawalniczego. powoduje to bezrozpryskowe przejście topionego metalu elektrody do jeziorka spawalniczego. kolejny pik w cyklu prądu powoduje rozgrzanie końca drutu elektrodowego do tego stopnia, żeby przy następnym cyklu jak największa masa materiału dodatkowego przeszła do spoiny. precyzyjny i powtarzalny przebieg opisanego mechanizmu zależy od zastosowania w układzie sterowania szybkich procesorów charakteryzujących się wysoką częstotliwością taktowania, które pozwalają prawidłowo i szybko reagować układowi sterowania i regulacji. układ sterowania kontroluje w czasie rzeczywistym warunki procesu spawania i odpowiednio reaguje na zakłócenia, np. wydłużający się 37przegląd spawalnictwa 10/2013 czas zwarcia lub zmianę długości łuku spawalniczego. dodatkową zaletą niskoenergetycznej odmiany mag-speedroot jest możliwość jednoczesnej pracy kilku źródeł prądu podczas spawania np. tej samej rury bez wzajemnego zakłócania się, jak to się zdarza np. podczas spawania innymi niskoenergetycznymi odmianami mag z dodatkowym pomiarem napięcia [3]. opracowanie technologii wykonywania ściegu graniowego metodą mag-speedroot wiązało się z wieloma problemami. przede wszystkim jest to nowa metoda, która dopiero została wprowadzona na rynek polski i dotychczas nie była brana pod uwagę jako metoda wykonywania przetopów w połączeniach rurowych; nie zakładał tego nawet producent urządzenia. celem projektu było zbadanie możliwości wykonania połączenia i następnie uznanie technologii wykonywania połączeń rurowych ze stali l485mb o średnicy zewnętrznej 508 mm przy grubości ścianki 12,5 mm. przetop został wykonany metodą mag-speedroot, a wypełnienie oraz lico drutem proszkowym w osłonie gazów aktywnych (metoda 136 wg pn-en iso 4063). ścieg graniowy jest pierwszą i zarazem najważniejszą warstwą w połączeniach spawanych, która najdłużej jest poddawana wpływom wysokiej temperatury podczas wykonywania kolejnych warstw połączenia spawanego. wykonywanie ściegu graniowego uznaje się za najtrudniejszy etap w spawaniu połączeń rurowych. z powodu wysokiego ryzyka występowania niezgodności spawalniczych, takich jak: brak przetopu, przyklejenia, niepełne przetopienia, podtopienia, wycieki, nawisy grani oraz wklęśnięcia. charakterystyczną cechą spawania metodą magspeedroot jest niewielkie ryzyko wystąpienia podtopienia. podczas wykonywania kilkudziesięciu złączy próbnych nie ujawniono żadnego podtopienia. kolejną ważną zaletą opisywanej metody jest duża tolerancja ustawienia brzegów spawanych rur. wykonanie przetopu było możliwe przy przestawieniu rur dochodzącym nawet do 40% grubości ścianki. po serii prób ustalono, że w celu uzyskania właściwego przetopu należy zastosować większy niż standardowy odstęp pomiędzy krawędziami rur. dla rur o średnicy 60,3÷168,3 mm szerokość szczeliny ustalono w zakresie 2,5÷3 mm, a dla rur o średnicy 168,3÷508 mm stosowano szczelinę 3÷3,5 mm. za największe utrudnienie podczas spawania uznano występowanie bardzo intensywnego rozprysku w pozycjach odpowiadających godz. 3.30÷6:00. wymusiło to zastosowanie niestandardowej techniki spawania w zakresie orientacji uchwytu elektrodowego. od pozycji na godz. 4 należy zmniejszać kąt pomiędzy osią uchwytu a styczną rury. na całym obwodzie rury należy prowadzić uchwyt dość szerokim ruchem zakosowym. ten zabieg spowodował wyeliminowanie rozprysku i uzyskanie na całym obwodzie dobrej jakości spoiny. na rysunku 4 pokazano przebieg spawania opracowaną techniką. po wnanie a -s eedroot z konwen ona nymi metodami w pierwszym etapie prac oceniono przydatność technologiczną odmiany mag-speedroot przez porównanie wyników spawania z wynikami uzyskiwanymi metodami stosowanymi standardowo dla badanego złącza (zwłaszcza dla ściegu graniowego). w tym celu wykonano próby technologiczne spawania. w tablicy i zestawiono parametry spawania oraz czas wykonania ściegu graniowego. wszystkie próby zostały wykonane na rurze ze stali l485mb ze szwem spiralnym o średnicy zewnętrznej 508 mm i grubości ścianki 12,5 mm z ukosowaniem na v. wszystkie złącza przeszły pozytywnie badania radiologiczne. wstępna ocena wskazuje, że pod względem czasu spawania najlepszy wynik uzyskano, spawając metodą mag-speedroot. zaledwie 765 s potrzeba do wykonania ściegu graniowego. jednak w tym zestawieniu brany był pod uwagę tylko czas spawania. trzeba także pamiętać o czynnościach przygotowawczych przed spawaniem oraz po spawaniu, a tego uwarunkowania w pracy ry 4 technika spawania mag-speedroot i 4 mag-speedroot the welding technique 38 przegląd spawalnictwa 10/2013 nie analizowano. dzięki zaprezentowanemu zestawieniu można też porównać ilość energii wprowadzonej do złącza spawanego. pod tym względem metoda magspeedroot znacznie się wyróżnia. podczas spawania porównywalnymi metodami ściegu graniowego wprowadzane było ok. dwa razy więcej energii do złącza. drugi wynik (pod względem czasu spawania) w zestawieniu uzyskano podczas spawania elektrodą celulozową. porównanie to nie uwzględnia czasu poświęcanego na operacje dodatkowe. podczas spawania elektrodą celulozową należy usuwać żużel; jest to czynność uciążliwa i pracochłonna. dość częstą wadą spawalniczą występującą podczas spawania elektrodą otuloną jest wtrącenie żużla (301 wg en iso 6520-1:1998) [2]. przy wykonywaniu ściegu graniowego elektrodą celulozową, która jest metodą wysoce wodorową, trzeba uwzględnić dodatkowo, że badania radiologiczne powinno się wykonać dopiero po 24 h od ukończenia całego złącza spawanego. spowodowane jest to możliwością wystąpienia pęknięć wodorowych. dodatkowo ze względu na wysokie nasycenie połączenia wodorem wymagane jest wydłużenie czasu stygnięcia. trzeci wynik w zestawieniu (1428 s) uzyskano podczas spawania ściegu graniowego metodą tig. jedną z najważniejszych zalet, która wyróżnia tę metodę wykonywania przetopów, jest niekwestionowana najwyższa jakość. w przypadku zarówno metody tig, jak i mag-speedroot nie jest wymagane szlifowanie powierzchni ściegu graniowego czwarty wynik (1624 s) w zestawieniu uzyskano podczas spawania elektrodą zasadową, ale tu podobnie jak przy spawaniu elektrodą celulozową trzeba zwrócić uwagę na konieczność usuwania żużla i dodatkowo suszenia elektrod. wykonywanie ściegu graniowego elektrodą zasadową jest bardzo rzadko stosowane, ponieważ jest to jedna z najmniej wydajnych metod wykonywania przetopu, natomiast spawanie elektrodą zasadową doskonale sprawdza się w warunkach wykonywania wypełnienia i lica w połączeniach rurowych. ta i a zestawienie parametrów spawania ściegu graniowego różnymi metodami spoiny czołowej rury o średnicy 508 mm i grubości ścianki 12,5 mm ta e the comparison of parameters used for root pass welding of butt welded pipe with 508 mm diameter and 12.5 mm wall thickness applied by different methods metoda spawania (wg pn-en iso 4063) 135 (mag-speedroot) 111 111 141 pozycja spawania (wg pn-en iso 6947) pj pj ph ph spoiwo średnica, mm 1,2 3,2 2,5 2,4 symbol ok. autrod 12,64 6p+ 50w tigrod 12,64 rodzaj prądu (biegunowość) dc(+) dc(-) dc(-) dc(-) gaz osłonowy m21 i1 temperatura podgrzewania, °c 145 155 150 150 natężenie prądu spawania, a 90-110 90-120 60-90 105-120 napięcie łuku, v 16-19 22-24 22-24 14-18 prędkość spawania, mm/s 2,18 1,54 0,97 1,1 energia liniowa, kj/mm 0,69-1,00 1,00-1,84 1,34-2,20 1,32-1,93 czas wykonania ściegu, s 765 1021 1624 1428 pod mowanie w artykule przedstawiono oryginalne warunki spawania ściegu graniowego spoin czołowych rur metodą mag w odmianie mag-speedroot, porównano warunki i efekty spawania z wynikami spawania uzyskanymi podczas spawania elektrodą otuloną celulozową i zasadową oraz tig. wszystkie próby zostały wykonane na rurze ze stali l485mb ze szwem spiralnym o średnicy zewnętrznej 508 mm i grubości ścianki 12,5 mm. pod względem czasu potrzebnego na wykonanie ściegu graniowego, podczas stosowania metody mag-speedroot uzyskano blisko dwukrotnie lepszy wynik od kolejnej użytej metody. dodatkową zaletą spawania było uzyskanie ściegu graniowego o jednakowej wysokości na całym obwodzie złącza spawanego. pozwala to na zastosowanie podczas wykonywania ściegów wypełniających i licowych automatycznych urządzeń spawalniczych, np. pipeliner firmy magnatech. umożliwia to dodatkowe oszczędności wynikające ze skrócenia czasu spawania złącza oraz zwiększenia powtarzalności w stosunku do spawania ręcznego. lite at a [1] chmielewski t.: projektowanie procesów technologicznych – spawalnictwo, oficyna wydawnicza politechniki warszawskiej, warszawa 2013. [2] czuchryj j.: niezgodności w złączach spajanych, instytut spawalnictwa, gliwice 2005. [3] węglowski m., chmielewski t., kudła k.: ocena wydajności spawania niskoenergetycznego procesu speedroot w pozycji pg, przegląd spawalnictwa, nr 12/2011 s. 26-29. 201306_pspaw_5i5a.pdf 29przegląd spawalnictwa 6/2013 ryszard pakos próba zginania doczołowych złączy spawanych – wymagania podstawowe i alternatywne bend test of butt-weld joints – basic and optional  requirements dr inż. ryszard pakos – zachodniopomorski uniwersytet technologiczny w szczecinie. streszczenie w artykule podano sposoby wykonywania prób zginania doczołowych złączy spawanych. przedstawiono rodzaje próbek, ich wymiary, sposób przygotowania do badań i kryteria doboru średnicy trzpienia gnącego. na przykładzie badań własnych zilustrowano błędy wyników próby, związane z nieodpowiednim wyborem metody gięcia. abstract the methods of bend test of butt-weld joints is presented in the paper. the types of specimen, their dimensions, preparation methods for testing and diameter of bend top punch selection criteria are discussed. on the basis of own test are considered the results errors according to unfit bend test method selection. . wstęp próby zginania złączy spawanych należą do grupy badań właściwości mechanicznych, umożliwiających ocenę materiałów podstawowych i dodatkowych przeznaczonych na konstrukcje spawane. w konstrukcjach tych występuje trudność określenia możliwości zachowania się konstrukcji pod wpływem obciążeń rzeczywistych, z uwagi na niejednorodność połączeń pod wpływem metalurgicznym i chemicznym. próba zginania doczołowych złączy spawanych prowadzona jest w celu sprawdzenia plastyczności złączy oraz wykrycia ewentualnych niezgodności spawania lub zgrzewania. prowadzi się ją na próbkach wyciętych ze złącza próbnego lub badanej konstrukcji. z próbek usuwa się nadlewy spoiny równo z powierzchnią materiału rodzimego w ten sposób, aby rysy po próbce mechanicznej przebiegały zgodnie z kierunkiem naprężeń rozciągających w próbce podczas zginania. niedopuszczalne jest usuwanie niezgodności zewnętrznych takich jak braki przetopu, wklęśnięcia lica czy podtopienia. norma pn-en iso 5173: 2010/a1: 2012 badania nieniszczące spoin w materiałach metalowych. badanie na zginanie – określa metodę badania zginania poprzecznego z rozciąganiem od strony lica lub grani oraz zginania bocznego próbek do badania, pobranych ze spoin czołowych, spoin czołowych platerowanych (obejmujących spoiny płyt platerowanych i spoiny platerowane) i próbek platerowanych bez spoiny, w celu oceny ciągliwości (plastyczności) i/lub obecności niezgodności na powierzchni lub blisko powierzchni próbki do badania. w normie tej przewidziano następujące rodzaje próbek: – próbka do próby zginania poprzecznego z rozciąganiem od strony lica i grani spoiny czołowej (tfbb, trbb), – próbka poprzeczna do próby zginania bocznego złącza doczołowego (sbb), – próbka do próby zginania wzdłużnego złącza doczołowego (lfbb, lrbb), – próbka do zginania bocznego z platerem bez spoiny czołowej (sbc), – próbka do zginania do czoła z platerem i ze spoiną czołową (fbcb), – próbka do zginania bocznego z platerem i ze spoiną czołową (sbcb). kształt i wymiary próbek, sposób pobierania, znakowanie, przygotowanie powierzchni itp. podano na odpowiednich stronach normy [3]. 30 przegląd spawalnictwa 6/2013 próba zginania próbki do badań należy wykonać w taki sposób, aby przygotowanie nie wpływało ani na materiał podstawowy, ani na spoinę. końcowe etapy przygotowania powierzchni powinny być wykonane za pomocą obróbki skrawaniem, przy czym należy przestrzegać, by nie nastąpiło utwardzenie powierzchni przez zgniot lub jej nadmierne rozgrzewanie. powierzchnia powinna być pozbawiona zarysowań i karbów poprzecznych do kierunku próbki, z wyjątkiem podtopień, których nie powinno się usuwać, jeżeli we właściwej normie wyrobu lub ustaleniach między stronami nie ustalono inaczej. grubość próbek należy przyjmować zgodnie z wymaganiami normy [3]. szerokość próbek określana jest następująco: a) próba zginania poprzecznego z rozciąganiem od strony lica lub grani spoiny: – dla blach: b = 4 x t (b – szerokość próbki, t – grubość próbki), – dla rur o średnicy zewnętrznej d ≤ 50 mm: b = t + 0,1d (nie mniej niż 8 mm), – dla rur o średnicy zewnętrznej d > 50 mm: b = t + 0,5 d (min. 8 mm i nie więcej niż 40 mm), w przypadku rur o średnicy większej niż 25 grubości jej ścianki próbkę można pobrać wg wymagań dla blach spełniające wymagania: b) próba zginania bocznego: – szerokość próbki powinna być równa grubości materiału podstawowego w pobliżu złącza, c) próba zginania wzdłużnego: szerokość próbek powinna wynosić: – b = ls + 2b1 (ls – największa szerokość spoiny po obróbce, b1 – odległość brzegu próbki od linii wtopienia) średnicę trzpienia gnącego określa się następująco: – dla materiału podstawowego o wydłużeniu a ≥ 20% – d = 4 x t (t – grubość próbki zginania), – dla materiału podstawowego o wydłużeniu a < 20% (1) [3, 4] spośród zalecanych metod gięcia stosowane są następujące próby: a próba zginania z zastosowaniem trzpienia gnącego (rys. 1 i 2) próbę należy przeprowadzić, umieszczając próbkę na dwóch podporach utworzonych przez dwie równoległe rolki. spoina powinna się znajdować w środku między rolkami podporowymi, z wyjątkiem próby zginania z użyciem próbek wzdłużnych. próbki należy tak zginać, aby w środku rozpiętości obciążenie rosło stopniowo i w sposób ciągły, poprzez trzpień gnący w osi spoiny prostopadle do powierzchni próbki. b próba zginania z zastosowaniem rolki zginającej (rys. 3) rys. 1. metoda zginania z trzpieniem gnącym. zginanie z rozciąganiem od strony lica lub grani [3] fig. 1. the bend test with bend top punch. bending with tension of face or root of weld [3] rys. 2. metoda zginania z trzpieniem gnącym. próba zginania bocznego [3] fig. 2. the bend test with bend top punch. side bend test [3] d = – – t [mm] 100 • t a d + 2ts + 3 ≤ l ≤ d + 3ls d ≥1,3 ls – ts d + 2ls + 3 ≤ l ≤ d + 3ls 31przegląd spawalnictwa 6/2013 próba jest alternatywną metodą stosowaną do próbek ze stopów aluminium i innych materiałów, gdy spoina lub jeden z łączonych materiałów ma niższą umowną lub wyraźną granicę plastyczności. badania własne celem badań było wykonanie próby zginania poprzecznego na próbkach pobranych ze złączy spawanych doczołowych wykonanych z blach o wysokiej wytrzymałości, gdzie spoina ma niższą granicę plastyczności niż materiał podstawowy. badania dwoma metodami, tj.: metodą zginania poprzecznego z trzpieniem gnącym i z zastosowaniem rolki zginającej. dane wejściowe: – materiał spawany: stal o wysokiej wytrzymałości s 1100 ql i grubości g = 10 mm, remin = 1192 mpa, – materiał dodatkowy: drut spawalniczy union nimocr (gmn4ni1,5crmo), remin = 720 mpa, – metoda spawania 135 (pozycja pa), – średnica trzpienia gnącego: 90 mm. badania metodą zginania poprzecznego z trzpieniem gnącym wykonano na maszynie wytrzymałościowej instron 5585h (rys. 4), natomiast próbę zginania z zastosowaniem rolki zginającej przeprowadzono na prototypowym przyrządzie dostosowanym do wymagań próby (rys. 5). rys. 3. metoda zginania z rolką zginającą [3] fig. 3. the bend test with bending roller [3] podczas próby gięcia z trzpieniem gnącym zauważono, że próbka pomimo założenia trzpienia o średnicy 90 mm ginała się tak, jakby gięto ją na trzpieniu o średnicy ok. 25 mm (rys. 6 – górna próbka). w wyniku tej próby nastąpiło pęknięcie próbki przy bardzo małym kącie zginania – stąd niezaliczenie próby. w przypadku zginania z zastosowaniem rolki zginającej uzyskano zadowalający wynik próby, przy jej łagodnym przebiegu (rys. 6 – dolna próbka). rys. 4. stanowisko do gięcia z trzpieniem gnącym fig. 4. testing station for bending with top punch rys. 5. stanowisko do gięcia z rolką zginającą fig. 5. testing station for bending with bending roller rys. 6. próbki po gięciu: a) z trzpieniem gnącym, b) z rolką zginającą fig. 6. specimens after bending test: a) with top punch, b) with bending roller 0,7 d < l < 0,9 d 32 przegląd spawalnictwa 6/2013 podsumowanie próba zginania doczołowych złączy spawanych należy do najprostszej grupy badań właściwości mechanicznych. należy jednak pamiętać, że o powodzeniu próby i tym samym jej uwzględnieniu decyduje kilka bardzo ważnych zaleceń, do których należy zaliczyć m.in.: – dokładne przygotowanie próbek, spełniających zalecenia normy; – dobór odpowiedniej średnicy trzpienia gnącego, wynikającego z właściwości plastycznych literatura [1] czuchryj j., kurpisz b.: badanie złączy spawanych. przegląd metod. wydawnictwo kabe. krosno 2009. [2] pilarczyk j.: poradnik inżyniera. spawalnictwo t.1. wtn. warszawa 2003. materiału, ponieważ zbyt mała średnica trzpienia gnącego sprawia, że próba jest zbyt „ostra” i wyniki jej nie odzwierciedlają w pełni rzeczywistych właściwości plastycznych badanego złącza; – zastosowanie właściwej metody gięcia, przy czym szczególną uwagę należy zachować przy gięciu połączeń spawanych z aluminium i jego stopów oraz materiałów, gdzie występują istotne różnice granicy plastyczności materiału podstawowego i dodatkowego. [3] pn-en iso 5173: 2010. badania niszczące spoin w materiałach metalowych – badania na zginanie. [4] pn-en iso 15614-1: 2004. specyfika i kwalifikowanie technologii spawania metali. badanie technologii spawania. część 1: spawanie łukowe i gazowe stali oraz spawanie łukowe niklu i stopów niklu. 201204_pspaw.pdf 9przegląd spawalnictwa 4/2012 robert bański dariusz rozumek rozwój pęknięć zmęczeniowych w bimetalach stal-tytan wykonanych metodą zgrzewania wybuchowego (platerowania) fatigue cracks growth in bimetals steel-titanium  made by explosive welding dr robert bański, dr hab. inż. dariusz rozumek, prof. po – politechnika opolska. streszczenie w artykule opisano rozwój pęknięć zmęczeniowych w próbkach stal-tytan wykonanych metodą zgrzewania wybuchowego. powstałe złącze wykazało nieznaczne obszary przetopione oraz mikropustki w zawinięciu fal. próbki o przekroju poprzecznym prostokątnym poddano zginaniu przy wartości średniej naprężenia równej zeru. dokonano punktowego pomiaru mikrotwardości w obszarze złącza. wzrost pęknięć zmęczeniowych był cyklicznie mierzony przy użyciu mikroskopu świetlnego. w próbkach obserwowano wzrost pęknięć zmęczeniowych równolegle do przyłożonego obciążenia, którego kierunek zmieniał się na linii złącza bimetalu. następnie obserwowano rozwój pęknięcia wzdłuż linii złącza, powodującego rozwarstwienie bimetalu. rozwój pęknięć następował od strony stali lub tytanu w zależności od stosunku grubości składowych metali złącza. odnotowano, że na przełomach bimetalu występują zarówno pęknięcia przebiegające po granicy ziaren, jak i transkrystaliczne. abstract the paper presents fatigue crack growth in steel-titanium specimens made by the explosive welding. in the obtained joint, small joint penetration areas and microvoids were found in the wave hollow. the tested specimens of the rectangular cross-section were subjected to bending under the stress mean value equal to zero. the point measurement of hardness was performed in the joint area. the fatigue crack growth was measured in cycles by means of the optical microscope. in the specimens, the fatigue crack growth was observed in parallel to the applied loading, the direction of which varied along the interface line. next, the crack growth was observed along the interface line when the bimetal was stratified. the crack growth started from the side of steel or titanium depending on the ratio of thickness of components of the joint metals. at the bimetal fractures there were both the cracks running along the grain boundary and transcrystalline ones as well. wstęp platery są trwałym połączeniem dwóch lub więcej metali uzyskanym metodami nanoszenia metalu nakładanego na metal bazowy bez ich wzajemnego przetopienia. połączenie uzyskuje się przez nacisk jednego materiału na drugi (powodując różne formy odkształcenia) za pomocą walcowania, przeciągania czy tłoczenia. poszczególne techniki platerowania różnią się sposobem doprowadzenia metali do bezpośredniego styku, wywołania nacisku, stopniem ich odkształcenia i ilością energii wykorzystanej do utworzenia złącza. trwałe połączenie jest wynikiem zarówno nacisku wywieranego na podłoże przez dociskany metal nakładany, jak i oddziaływania wyzwolonego ciepła podczas odkształcania, które przyspiesza dyfuzję oraz oddziaływania międzyatomowe obu materiałów w obszarze łączonych powierzchni. jedna z metod to platerowanie wybuchowe. materiały platerowane metodą wybuchową są coraz częściej stosowane w różnorodnych gałęziach przemysłu chemicznego, energetyce itp. pokrycie tą metodą stali konstrukcyjnych tytanem znacząco obniża koszty aparatury, wymagającej wysokiej odporności korozyjnej [1]. proces zgrzewania wybuchowego i jego parametry pokazano na rysunku 1. cieńsza 10 przegląd spawalnictwa 4/2012 płyta tytanowa jest nastrzeliwana na umieszczoną równolegle w pewnej odległości stalową płytę podstawową (bazową). odległość ta jest tak dobrana, aby płyta z tytanu zderzyła się z płytą bazową po przyspieszeniu do odpowiedniej prędkości zderzenia vp. parametry układu detonacyjnego dobiera się tak, aby zapewnić odpowiednią prędkość detonacji vd i uzyskać wymaganą ilość energii potrzebną do połączenia blach [2, 3]. materiał wybuchowy w postaci granulatu jest jednolicie rozsypany na całej powierzchni blachy z tytanu i ograniczony ramką okalającą, umieszczoną dookoła krawędzi płyty nakładanej. układ ten jest zapalany w ściśle zaplanowanym miejscu za pomocą detonatora o wysokiej prędkości detonacji. ekspansja gazów detonacji wybuchowej przyspiesza płytę nastrzeliwaną, doprowadzając do zderzenia kątowego β o ściśle określonej prędkości vp. w wyniku zderzenia, w punkcie kolizji c powstaje bardzo wysokie ciśnienie, które dociska do siebie powierzchnie łączonych blach. powierzchnie te są oczyszczane z tlenków i innych zanieczyszczeń strumieniem powietrza wypychanego spomiędzy łączonych płyt z prędkością ponaddźwiękową vk. w punkcie kolizji c metalicznie czyste powierzchnie są dociskane ciśnieniem rzędu kilku gigapaskali, w wyniku czego powstaje wysokiej jakości złącze stal-tytan bez przetopienia materiałów. właściwe parametry zderzenia dla określonego połączenia są zależne od typu łączonych metali, ich grubości i właściwości mechanicznych. prędkość detonacji vd zależy od rodzaju łączonych metali, ich właściwości fizycznych i mechanicznych oraz właściwości zastosowanego materiału wybuchowego i wynosi 2000÷3500 m/s. w wytworzonym w ten sposób platerze, w jego przekroju porzecznym można wyróżnić obszar umocniony siłą zderzenia łączonych blach oraz strefę złącza. przyjmuje się, że prawidłowe złącze powinno wykazywać budowę o niewielkiej falistości i odpowiedniej wysokości fali oraz jej długości, bez lub z niewielką ilością obszarów przetopionych i nieciągłych (mikropustki, mikropęknięcia). przy nieodpowiednim doborze parametrów procesu zgrzewania w złączu mogą wystąpić znaczne obszary przetopione mające wpływ na wytrzymałość całego plateru [1, 4]. celem pracy jest określenie charakteru pęknięć zmęczeniowych przy zginaniu wahadłowym w bimetalach stal-tytan. charakterystyka złącza zgrzewanego badaniom poddano próbki pobrane z blach o wymiarach 3650 x 1900 mm wykonane metodą platerowania wybuchowego przez firmę ztw explomet. materiałem łączonym była blacha stalowa s355j2+n grubości 40 mm, materiałem nakładanym natomiast tytan gr.1 (sb265gr.1) grubości 6 mm. skład chemiczny materiałów występujących w platerze podano w tablicach i i ii. w celu usunięcia naprężeń powstałych podczas platerowania blachę poddano obróbce cieplnej polegającej na podgrzaniu do temperatury 600oc z prędkością 90oc/h i wygrzaniu w czasie 90 min. następnie chłodzono ją z piecem do temperatury 300oc z prędkością 100oc/h, a później na powietrzu. próbki do badań metalograficznych wycinano z połączonego układu blach i analizowano na przekroju wzdłużnym, równoległym do kierunku przemieszczania się fali wybuchu. próbki pobrano z miejsc najbardziej oddalonych od punktu pobudzenia wybuchu, które mają teoretycznie najgorsze właściwości wytrzymałościowe po złączeniu materiałów. zgłady metalograficzne wykonano przez szlifowanie na papierach ściernych, polerowanie z użyciem past diamentowych, a następnie trawiono: tytan – roztworem kwasu fluorowodorowego, natomiast stal – nitalem. tak przygotowany materiał analizowano za pomocą mikroskopu olympus ix70 z odpowiednim wyposażeniem. na rysunku 2 pokazano przekrój poprzeczny połączenia dwóch blach (pow. 50x), na którym widać na górze strukturę tytanu, a na dole strukturę stali. złącze to ma charakterystyczną budowę falistą z niewielką liczbą obszarów przetopionych oraz mikropęknięć i mikropustek w zawinięciu fal. rys. 1. proces zgrzewania wybuchowego i jego parametry fig. 1. explosive welding process and its parameters tablica i. skład chemiczny tytanu gr. 1 [% wag.] table i. chemical composition of the titanium gr. 1 [in wt%] materiał c ti n h fe o ti gr. 1 0,004 reszta 0,006 0,003 0,025 0,053 tablica ii. skład chemiczny stali s355j2 + n [% wag.] table ii. chemical composition of the s355j2 + n steel [in wt%] materiał c mn si p s cu ni cr s355j2 + n 0,189 1,41 0,30 0,01 0,004 0,23 0,03 0,05 mo v ti al n nb fe 0,004 0,003 0,002 0,031 0,005 0,003 reszta rys. 2. strefa złącza plateru stal-tytan fig. 2. the zone of steel-titanium clad joint 11przegląd spawalnictwa 4/2012 na rysunku 3 pokazano charakterystyczne parametry występujące w złączu po zgrzewaniu wybuchowym. w tablicy iii podano zmierzone wartości średnie parametrów złącza występujące w badanym platerze. średnia długość fal wynosiła λ = 856 µm, a średnia wysokość fal h = 143 µm. ze względu na występowanie obszarów przetopionych określono współczynnik równoważnej grubości przetopień (rgp), wyrażany jako stosunek sumy pól powierzchni przetopień s (p1 + p2) do pomiarowej długości linii złącza l: rgp = s/l, µm (1) długość linii złącza, na której dokonywano pomiaru powierzchni pól przetopień wynosiła, 23 742 µm. na tej podstawie określona wartość współczynnika rgp wynosiła 7,62 µm. właściwości statyczne badanych materiałów przed połączeniem podano w tablicy iv. wytrzymałość plateru na ścinanie powinna wynosić min. 140 mpa zgodnie z normą astm b898, a w otrzymanych platerach stal-tytan wynosiła 343 mpa. próbkę do badań zmęczeniowych, o prostokątnym przekroju poprzecznym, pokazano na rysunku 4. próbki zostały wycięte z blachy równolegle do kierunku detonacji i przygotowane zgodnie z normą astm d 3165-95. każda próbka miała nacięty zewnętrzny karb o promieniu r = 22,5 mm. powierzchnia próbki została uzyskana przez frezowanie i polerowanie z zastosowaniem coraz drobniejszego papieru ściernego. ostateczna średnia chropowatość wynosiła 0,16 mm. badano próbki, w których stosunek netto wysokości tytanu do stali wynosił h1 : h2 = 1 : 2,5. wyniki badań prezentowane w pracy zostały uzyskane na politechnice opolskiej. wykonano je na maszynie zmęczeniowej mzgs-100 umożliwiającej realizację przebiegów cyklicznego zginania, skręcania i zginania ze skręcaniem. badania wykonywano w zakresie niskiej i wysokiej liczby cykli przy obciążeniu z kontrolowaną siłą (w tym przypadku kontrolowano amplitudę momentu) i częstotliwości obciążenia 29,3 hz. prowadzono badania zmęczeniowe przy współczynniku asymetrii cyklu r = –1 i stałej amplitudzie momentu ma = 14,2 n • m, co odpowiadało nominalnej amplitudzie naprężenia normalnego dla przekroju netto σa = 248,6 mpa do inicjacji pęknięcia (naprężenia obliczano dla badanej stali, w której rozwijało się pęknięcie zmęczeniowe). teoretyczny współczynnik kształtu karbu w próbce wyznaczono zgodnie z równaniem podanym w [5], który przy zginaniu wynosił αk = 1,045. rozwój pęknięć obserwowano na powierzchniach bocznych próbek za pomocą mikroskopu świetlnego bezpośrednio na maszynie zmęczeniowej. przyrosty pęknięć zmęczeniowych mierzono za pomocą mikrometru umieszczonego w mikroskopie przenośnym o powiększeniu 25x z dokładnością 0,01 mm, notując jednocześnie bieżącą liczbę cykli obciążenia n. pomiar długości pęknięcia a do linii złącza mierzono jako przyrost tej długości w poprzek próbki, natomiast na linii złącza również jako przyrost długości pęknięcia, ale wzdłuż próbki. wyniki badań i ich analiza badania wykazały, że w wyniku zgrzewania wybuchowego uzyskano bimetal stal-tytan o prawidłowej budowie metalograficznej i geometrycznej złącza z niewielką ilością warstwy przetopionej zlokalizowanej głównie w zawinięciu fali (rys. 5). rys. 3. schemat fali powstałej w wyniku zgrzewania wybuchowego: λ – długość fali, h – wysokość fali, p1 i p2 – przetopienia, l – linia zgrzania fig. 3. diagram of the wave formed as the result of explosion welding: λ – wave length, h – wave height – p1 and p2, fusion zones, l – weld line tablica iii. charakterystyczne parametry złącza table iii. characteristic parameters of the joint średnia długość fali λ, μm średnia wysokość fali h, μm pomiarowa długość linii złącza l, μm suma powierzchni przetopień s, μm2 wartość współczynnika rgp, μm 856 143 23 742 180 914 7,62 tablica iv. właściwości mechaniczne badanych materiałów przed połączeniem table iv. mechanical properties of materials before cladding materiał re, mpa rm, mpa e, gpa a5, % ti gr. 1 193 308 104 46 s355j2 + n 368 578 210 30 rys. 4. kształt i wymiary próbki do badań, mm fig. 4. specimen for tests of fatigue crack extension, dimensions in mm 12 przegląd spawalnictwa 4/2012 po obróbce cieplnej na granicy stal-obszar przetopiony występuje wyraźna warstwa dyfuzyjna, której średnia grubość wynosi 7,9 μm. obróbka cieplna spowodowała również dyfuzyjne odwęglenie stali w pobliżu linii złącza (rys. 2 i 7). metalograficzne badania próbek wykazały, że mikrostruktura stali s355j2 + n składa się z ziaren ferrytu oraz ziaren perlitu z charakterystycznym dla przeróbki plastycznej na zimno, pasmowym ułożeniem ziaren. pasmowy układ struktury stali uległ częściowemu zanikowi w wyniku obróbki cieplnej. struktura stali charakteryzuje się ziarnami ferrytu o średnicy 5÷40 mm i podobnymi ziarnami perlitu o średnicy 5÷45 mm. średni stosunek objętościowego udziału perlitu do ferrytu określony w pięciu obszarach badanych metodą cyfrowej analizy obrazu (system leco ia 32) wyniósł odpowiednio: perlitu 23,7% do ferrytu 76,3%. badane obszary znajdowały się w odległości min. 1 mm od linii złącza, aby otrzymane wyniki nie były zakłócone ewentualnymi zjawiskami dyfuzyjnymi na granicy złącza w czasie obróbki cieplnej. otrzymany wynik średni udziału objętościowego jest zgodny z procentową zawartością węgla dla stali s355j2 + n. mikrostruktura badanego tytanu gr. 1 jest złożona z ziaren fazy α o średnicy ziarna 15÷70 mm. tytan po zgrzewaniu wybuchowym bez obróbki miał strukturę silnie zdeformowaną z dużą ilością bliźniaków poślizgu. zabieg obróbki cieplnej spowodował rekrystalizację ziaren tytanu w całej objętości nastrzeliwanej blachy. ostateczna wielkość ziaren tytanu wynika nie tylko z temperatury obróbki cieplnej, ale również z lokalnego stopnia zgniotu. pomiary rozkładu twardości na całym przekroju platerów typu stal-tytan realizowano w badaniach [1, 4]. badania te prowadzono wzdłuż linii prostopadłej do złącza i stwierdzono, że twardość narasta w stronę linii złącza i maksimum osiąga tuż przy niej. dlatego w realizowanej pracy mierzono twardość głównie w obszarze złącza z uwzględnieniem obszarów przetopionych. pomiary twardości wykonano na twardościomierzu leco amh 2000, metodą vickersa przy obciążeniu 100 g (rys. 6). w badanych platerach, zarówno w stali, jak i w tytanie, twardość zależy od położenia punktu pomiarowego (wierzchołek fali, zawinięcie fali, czoło fali). przykładowo w tytanie wartości te zmieniają się 151÷182 hv0,1 (rys. 6). większe różnice twardości obserwuje się w stali, z której jest zawinięcie fali. wartość ta w obszarze stali wynosi 175 i 186 hv0,1 a następnie wzrasta do 191 i 214 hv0,1. obszar o najwyższej twardości (w stali) jest zarazem miejscem o najwyższym stopniu zdeformowania ziaren, co prawdopodobnie wynika z mechanizmu powstawania zawinięcia fali (rys. 6) [6]. pomiary prowadzone w obszarach przetopionych wykazały, że ich twardość wzrasta skokowo i jest ok. 6-krotnie większa w stosunku do średniej twardości w strefie przy złączu wykonanego bimetalu. na podanym przykładzie stwierdzono, że twardość zmierzona w obszarze przetopionym wyniosła 998 hv0,1 (rys. 6). obszary te składają się z wzajemnie wymieszanych obu składowych metali plateru, w różnych zmiennych lokalnie proporcjach, jednakże krzepną w warunkach bardzo wysokich ciśnień oraz w bardzo krótkim czasie, co może mieć istotny wpływ na ich wysoką twardość [7]. tak duża twardość w obszarze przetopionym wynika z tego, że materiał przetopiony jest kruchy. w obszarach przetopionych można również rys. 5. mikrostruktura złącza stal (st) – tytan (ti) z przetopieniem fig. 5. interface microstructure of steel-titanium cladder with fusion rys. 6. mikrostruktura złącza stal (st) – tytan (ti) z wynikami pomiaru mikrotwardości fig. 6. microstructure of the steel-titanium bimetal together with results of microhardness 13przegląd spawalnictwa 4/2012 zauważyć mikropęknięcia, co potwierdza możliwość występowania naprężeń wewnętrznych powstałych w czasie zgrzewania. ponadto z prawej i lewej strony warstwy dyfuzyjnej widoczne są pustki (czarne pola) występujące w miejscu złącza. uzyskane wyniki badań zmęczeniowych umożliwiły przeprowadzenie analizy rozwoju pęknięć w bimetalu stal-tytan przy zginaniu. próbki charakteryzowały się równomiernym wzrostem pęknięć po obu stronach powierzchni bocznych. podczas badań doświadczalnych obserwowano rozwój pęknięć zmęczeniowych od strony stali lub tytanu. pęknięcie pokazane na rysunku 7 rozwijało się w płaszczyznach największych naprężeń normalnych w tytanie i przechodziło do stali [8]. rozwijające się pęknięcie po dojściu do linii złącza przebiegało wzdłuż tej linii (równolegle do długości próbki) w dwóch kierunkach. po przejściu pęknięcia przez linię złącza wzrastało ono podobnie jak przed dojściem do linii złącza. obserwowano również przypadki, kiedy pęknięcie po dojściu do linii złącza przecinało ją, propagując tak jak dotychczas. można to tłumaczyć różnym stopniem lokalnego zdefektowania sieci krystalograficznych obu materiałów na granicy złącza w wyniku zderzenia łączonych materiałów. natomiast rozwój pęknięć następuje w miejscach, gdzie wskutek zdefektowania sieci krystalograficznej wiązania międzyatomowe są najsłabsze. różna sztywność materiałów powoduje, że oś obojętna nie występuje w miejscu linii złącza, lecz jest przesunięta. po obliczeniu położenia osi obojętnej można stwierdzić, że dla stosunku wysokości próbki h1 : h2 = 1 : 2,5 oś ta znajduje się w stali w odległości 3,08 mm od podstawy. na rysunku 8 pokazano rozwój ścieżki pękania w tytanie. w tytanie gr. 1, który składa się jedynie z ziaren fazy α, przeważają pęknięcia transkrystaliczne przez ziarna, ale obserwowano również pęknięcia po granicach ziaren. występuje jedno główne pęknięcie z zauważalnymi uskokami po granicach ziaren. na rysunku 9 przedstawiono przykładową długość pękania próbki w funkcji trwałości. próbkę tę badano przy obciążeniu ma = 14,2 n•m po nf = 101 000 cykli nastąpiło jej zniszczenie. inicjację pęknięcia zmęczeniowego w próbce obserwowano po 89 000 cykli, natomiast wzrost pęknięcia mierzono od długości 0,15 mm. przykładowe zdjęcie rozwoju pęknięcia na wskroś próbki pokazano na rysunku 10. pęknięcie rozwija się od strony stali, a następnie przechodzi przez linię złącza i propaguje w tytanie. kiedy pęknięcie po przejściu przez linię złącza zaczęło propagować w tytanie, to od góry próbki zauważono również rozwój pęknięcia. pęknięcia te połączyły się, niszcząc próbkę. rys. 7. mikrostruktura i ścieżka pękania w złączu st-ti fig. 7. microstructure and crack path in steel-titanium joint rys. 8. ścieżka pękania w tytanie fig. 8. crack path in titanium rys. 9. długość pęknięcia w funkcji liczby cykli fig. 9. crack length vs. number of cycles rys. 10. ścieżka pękania w próbce przy obciążeniu ma = 14,21 n•m fig. 10. the crack path in specimen under loading ma = 14,21 n•m 14 przegląd spawalnictwa 4/2012 wnioski na podstawie przeprowadzonych badań próbek bimetalu sformułowano następujące wnioski: – w wyniku zgrzewania wybuchowego uzyskano bimetal stal-tytan o prawidłowej budowie metalograficznej i geometrycznej złącza, z niewielką ilością warstwy przetopionej znajdującej się głównie w zawinięciu fali. obróbka cieplna spowodowała powstanie warstwy dyfuzyjnej wzdłuż linii złącza. literatura [1] pocica a., bański r., szulc z., gałka a., waindok p., badania bimetalu stal austenityczna – tytan wyżarzanego w różnych warunkach, inżynieria materiałowa, 5/2008, s. 1-4. [2] crossland b., explosive welding of metals and its application, claredonpress, oxford, 1982. [3] nobili a., masri t., lafont m.c., recent developments in characterization of a titanium steel explosion bond interface, proceedings of reactive metals in corrosive applications conference, eds. wah chang, albany, 1999, s. 89-98. [4] król s., bański r., szulc z., gałka a., practical aspects of structural tests of titanium-steel bonds made by explosive – w obrębie pojedynczej fali twardość zarówno stali, jak i tytanu jest zmienna i zależy od lokalnego stopnia zdeformowania. skokowy wzrost twardości obserwuje się w obszarze przetopionym. – w tytanie przeważają pęknięcia transkrystaliczne, ale obserwowano również pęknięcia po granicach ziaren. – inicjacja i rozwój pęknięć zmęczeniowych przebiegały głównie w stali. – rozwój pęknięć obserwowano na wskroś przekroju poprzecznego próbki i w linii złącza bimetalu. cladding and exposed to thermal process loads. advances in material science, 7/2007, s. 50-56. [5] thum a., petersen c., swenson o., verformung, spannung und kerbwirkung. vdi, duesseldorf, 1960. [6] banker j., advances in explosion welding, the handbook of advanced welding, woodhead publishing ltd, london, 2004. [7] paul h., faryna m., prażmowski m., bański r., changes in the bonding zone of explosively welded sheets, archives of metallurgy and materials, vol. 56, 2/2011, s. 463-474. [8] rozumek d., hepner m., wpływ mikrostruktury stopu tytanu ti -6al-4v na rozwój pęknięć zmęczeniowych, inżynieria materiałowa, 2/2005, s. 81-83. imprezy naukowo – techniczne simp w 2012 r temat konferencji termin organizator najnowsze trendy w podejściach kosztowym i porównawczym przy szacowaniu wartości maszyn, urządzeń i pojazdów na tle ustawodawstwa unii europejskiej 23-24 kwietnia towarzystwo rzeczoznawców majątkowych simp zamek simp w rydzynie k. leszna, 42 636 39 23 napędy i sterowania hydrauliczne i pneumatyczne 2012 „stan, potrzeby, oczekiwania, możliwości” 16-18 maja simp – sekcja sterowania i napędu hydraulicznego, wrocław 71 344 81 26 podstawowe problemy metrologii, ppm 2012 03-06 czerwca wydawnictwo pak, krynica zdrój, 32 237 19 45 materiały polimerowe i ich przetwórstwo 09-12 września towarzystwo przetwórców tworzyw polimerowych simp częstochowa – bełchatów, 34 325 06 59 międzyuczelniana konferencja metrologów, mkm 2012 09-12 września wydawnictwo pak, wisła, 32 237 19 45 finansowanie innowacyjnych technologii oraz działalności badawczo-rozwojowej w polskim sektorze poligraficznym – inntechgraf 2012 13-14 września sekcja poligrafów simp, inowrocław, 52 35 42 700 3. międzynarodowa konferencja „natryskiwanie cieplne. zastosowania” 24-26 września dolnośląska sekcja spawalnicza przy oddziale simp we wrocławiu, wrocław, 41 34 24 539 lub 41 34 24 513 54. n-t konferencja „spawalnictwo. osiągnięcia – potrzeby – wyzwania” 16-18 października instytut spawalnictwa, gliwice, sosnowiec, 32 33 58 367 41. krajowa konferencja badań nieniszczących 22-25 października polskie towarzystwo badań nieniszczących i diagnostyki technicznej simp, toruń, 56 622 49 82 kierunki prac badawczych, rozwiązań technicznych oraz eksploatacja urządzeń chłodniczych i klimatyzacyjnych 14-15 listopada towarzystwo chłodnictwa, klimatyzacji i pomp ciepła simp poznań, 61 85 07 505 ii międzynarodowa konferencja poligraficzna „innowacje w sektorze poligraficznym europy środkowo-wschodniej” 14-16 listopada sekcja poligrafów simp, jelenia góra – czechy, 52 35 42 700 simp ps 12 2016 www.pdf 18 przegląd  spawalnictwa vol. 88 12/2016 przetapianie laserowe stali mikrostopowej typu hsla laser remelting of microalloyed hsla-type steel streszczenie w artykule przedstawiono badania dotyczące przetapiania wiązką laserową stali mikrostopowej typu hsla – 28mntinbvb (rm = 1060 mpa) o grubości 12 mm. proces przetapiania został przeprowadzony przy zmiennej energii linowej przetapiania w zakresie od 0,6 do 2,6 kj/cm. przeprowadzone badania wykazały, że uzyskane przetopienia charakteryzują się poprawnym kształtem, jednak w ich objętości występują pęcherze gazowe, które mogą pojawić się w związku z bardzo dużymi szybkościami chłodzenia, co powoduje utrudnione wydzielania się gazów ze strefy przetopienia. pęcherze te powstają w wyniku uwięzienia gazów rozpuszczonych w metalu bądź w wyniku odparowania pierwiastków stopowych. przetopienia mają strukturę martenzytu listwowego o twardości dochodzącej do 600 hv10. listwy martenzytu są mniejsze, a drobniejsze wydzielenia węglików są gęściej ułożone niż w materiale rodzimym. uzyskane wyniki badań wskazują, że stal 28mntinbvb wykazuje ograniczoną spawalność w warunkach badania. słowa  kluczowe: stal typu hsla; przetapianie laserowe; martenzyt; odpuszczanie abstract in this article examinations of laser beam remelting of microalloyed hsla steel grade – 28mntinbvb (rm = 1600 mpa), 12 mm thick were presented. remelting process was carried with variable linear energy in range from 0.6 to 2.6 kj/cm. carried examinations have shown that remelted zones have correct geometry, but include gas pores that could be caused by very high cooling rates resulting in hindering gas evacuation from remelted zone. this gas pores are caused by trapping gases dissolved in metal or vaporizing alloying elements. remelted zone is martensitic with lath structure a hardness of up to 600 hv10. laths are smaller additionally smaller precipitations are more tightly packed compared to parent material. examination results show that steel 28mntinbvb exhibits limited weldability. keywords: hsla-type steel; remelting welding; martensite; tempering wstęp w wyniku szybkiego rozwoju techniki nastąpił wzrost wymagań, jakie stawiane są materiałom inżynierskim w zakresie wytrzymałości mechanicznych, oddziaływania korozyjno-erozyjnego, czy też odporności na wysoką temperaturę. trwałość eksploatacyjna zależy od struktury, warstwy wierzchniej współpracujących ze sobą elementów we wszelkiego rodzaju maszynach, jak również elementów pozostających w kontakcie ze środowiskiem zewnętrznym. własności te zależą nie tylko od możliwości przenoszenia obciążeń mechanicznych przez cały czynny przekrój elementu z zastosowanego materiału, lecz bardzo często także lub głównie od struktury i własności warstw wierzchnich. ciągły rozwój materiałów, a także wykorzystanie technik inżynierii powierzchni pozwala spełnić te warunki przez kształtowanie mikrostruktury, składu fazowego i chemicznego, stanu naprężeń własnych w warstwach wierzchnich obrabianych elementów, a więc kształtowanie ich własności użytkowych. niezwykle istotną zaletą technik inżynierii powierzchni jest to, że stwarzają szerokie możliwości wytwarzania produktów o żądanych własnościach na bazie istniejących już materiałów [1÷7]. obecnie obserwuje się tendencję do zastępowania jacek górka, marek opiela, sebastian stano przeglad welding technology review tradycyjnych materiałów tańszymi, lecz o specjalnych własnościach warstwy wierzchniej, co stwarza duże możliwości rozwoju nowoczesnych metod przetwórstwa materiałów, a także doskonalenia obecnie stosowanych rozwiązań. w celu modyfikacji własności warstw wierzchnich materiałów szerokie zastosowanie mogą znaleźć metody spawalnicze, a w szczególności obróbka laserowa. tego typu zastosowanie obróbki laserowej wynika w głównej mierze z własności promieniowania laserowego oraz jego oddziaływania na obrabiany materiał: nagrzewania, nadtapiania, odparowania, a w związku z tym możliwości wprowadzania różnych pierwiastków stopowych. techniki laserowe dają możliwość wykonania wielu operacji technologicznych na różnych materiałach, od trudno obrabialnych mechanicznie, poprzez miękkie, na kruchych skończywszy, z wydajnością i dokładnością niejednokrotnie przewyższającą znacznie metody stosowane dotychczas. dużą zaletą tego procesu jest również możliwość precyzyjnej regulacji parametrów procesu, takich jak: prędkość skanowania powierzchni przez wiązkę laserową oraz jej moc, średnica i kształt ogniska, rodzaj osłony gazowej [8÷12]. dr hab. inż. jacek górka – katedra spawalnictwa, politechnika śląska w gliwicach; dr hab. inż. marek opiela – instytut materiałów inżynierskich i biomedycznych; dr inż. sebastian stano – instytut spawalnictwa w gliwicach. autor korespondencyjny/corresponding author: jacek.gorka@polsl.pl 19przegląd  spawalnictwa vol. 88 12/2016 badania własne głównym celem pracy było zbadanie wpływu oddziaływania przetapiania wiązką laserową na własności i strukturę stali mikrostopowej typu hsla – 28mntinbvb poddanej obróbce cieplno-plastycznej, a następnie odpuszczonej w temperaturze 550 °c [13]. materiał badawczy badania przeprowadzono na stali konstrukcyjnej typu hsla opracowanej w politechnice śląskiej, przeznaczonej do wytwarzania kutych elementów maszyn metodą obróbki cieplno-plastycznej o oznaczeniu 28mntinbvb [13]. stale tego typu znajdują się w obszarze zainteresowania przemysłu samochodowego, które przy zastosowaniu właściwych technologii hutniczych pozwalają na wytwarzanie wyrobów o drobnoziarnistej strukturze, zapewniającej wysoką wytrzymałość i pożądaną podatność na kształtowanie technologiczne metodami tłoczenia, gięcia i innymi. stale tej grupy zawierające mikrododatki nb, ti, v w ilości do ok. 0,1%, a niekiedy także n i b wymagają starannie prowadzonego procesu wytapiania z zastosowaniem metalurgii wtórnej i odlewania w atmosferze ochronnej oraz przetwórstwa hutniczego w zakresie temperatury wydzielania się w austenicie odkształcanym plastycznie azotków, węglikoazotków i węglików wprowadzonych do stali mikrododatków. dyspersyjne cząstki tych faz ograniczają rozrost ziarn austenitu zrekrystalizowanego w przerwach między kolejnymi etapami odkształcenia plastycznego stali na gorąco. austenit drobnoziarnisty chłodzony z należytą szybkością z właściwie dobranej temperatury końca obróbki plastycznej ulega przemianie w drobnoziarniste produkty przemiany, zapewniające pożądane własności użytkowe wyrobów [6]. badana stal posiada niską zawartość p, s oraz gazów, co świadczy o jej wysokiej czystości metalurgicznej (tablica i). odcinki płaskowników ze stali b zahartowane bezpośrednio z temperatury końca odkształcenia plastycznego, wynoszącej 900 °c, poddane następnie odpuszczaniu w temperaturze 550 °c wykazują strukturę martenzytu odpuszczonego z wydzieleniami ziarnistych i płytkowych cząstek fe3c, rozmieszczonych wewnątrz ziarn i na granicach listew ferrytu (rys. 1). utworzone w tych warunkach wydzielenia płytkowe i ziarniste spełniają z osnową zależności przestrzenne ustalone przez bagariackiego. w strukturze stali w tym stanie ujawniono także obecność wydzieleń złożonych węglików typu (ti,nb)c oraz dyspersyjnych wydzieleń węglikoazotków typu (ti,nb)(c,n) (rys.2). stężenie pierwiastków, % c mn si p s cr ni mo 0,28 1,41 0,29 0,008 0,004 0,26 0,11 0,22 nb ti v b cu al n o 0,027 0,028 0,019 0,003 0,20 0,025 0,0039 0,0006 tablica i. skład chemiczny badanej stali typu hsla [13] table i. chemical composition of the investigated hsla-type steel [13] stal 28mntinbvb charakteryzuje się wysokimi własnościami wytrzymałościowymi, przy zachowaniu dobrych własności plastycznych i energii łamania próbek charpy v (tablica ii). uzyskane wartości twardości badanej stali w stanie ulepszonym cieplnie nie powinny stwarzać problemu w procesie obróbki skrawaniem. własności mechaniczne energia łamania próbek charpy v twardość hrcrp0,2  [mpa] rm  [mpa] a [%] z [%] kv [j] kv-40 [j] 973 1057 13,5 51,5 69,3 55,0 35,4 tablica ii. własności mechaniczne i twardość badanej stali [13] table ii. mechanical properties and hardness of the investigated steel [13]  a)  b) rys. 1. dyspersyjne cząstki płytkowe fe3c wewnątrz listew ferrytu stali 28mntinbvb (a), pole ciemne z refleksu (100) fe3c (b), dyfrakcja (c); rozwiązanie dyfraktogramu z rys. 1c (d); obróbka cieplnoplastyczna: 900 °c/woda, temperatura odpuszczania: 550 °c [13] fig. 1. disperse plate precipitations of fe3c inside ferrite laths of steel 28mntinbvb (a), dark field image from the (100) fe3c (b), diffraction (c), solution of the diffraction from fig. 1c (d); thermomechanical treatment: 900 °c/water, tempering temperature: 550 °c [13]  c)  d) wykres przemian fazowych austenitu przechłodzonego stali 28mntinbvb przedstawiono na rysunku 3. badana stal wykazuje temperaturę ac3 = 843°c, ac1 = 707 °c oraz stosunkowo niską temperaturę ms wynoszącą 370 °c. badania dylatometryczne wykazały, że stal charakteryzuje się wysuniętą do krótkich czasów zatoką przemiany bainitycznej oraz ma odsunięte zatoki przemiany ferrytycznej i perlitycznej. dzięki temu posiada strukturę martenzytyczno-bainityczną o przeważającym udziale martenzytu w szerokim zakresie szybkości chłodzenia. 20 przegląd  spawalnictwa vol. 88 12/2016 rys.  2. węglikoazotek (ti,nb)(c,n) w ferrycie stali 28mntinbvb (a), pole ciemne (b), widmo eds (c); obróbka cieplno-plastyczna: 900 °c/woda, temperatura odpuszczania: 550 °c fig.  2. carbonitride (ti,nb)(c,n) in ferrite of steel 28mntinbvb (a), dark field image (b), eds spectrum (c); thermomechanical treatment: 900 °c/water, tempering temperature: 550 °c   b) rys. 3. wykres ctpc przemian austenitu przechłodzonego stali 28mntinbvb [13] fig. 3. cct diagram of supercooled austenite transformations of the steel 28mntinbvb [13] rys. 4. stanowisko do zrobotyzowanego przetapiania laserowego fig. 4. the position of robotic laser remelting numer   przetopienia 1 2 3 4 5 6 7 8 9 moc   [kw] 3,5 3,5 3,5 5 5 5 6,5 6,5 6,5 prędkość   przetapiania   [m/min] 1,5 2,5 3,5 1,5 2,5 3,5 1,5 2,5 3,5 energia liniowa  przetapiania   [kj/cm] 1,40 0,84 0,60 2,00 1,20 0,86 2,60 1,56 1,11 uwagi: gaz osłonowy: ar (iso 14175: i1) – 18 l/min, dysza poczwórna (flet), głowica d70 hybrid; fc = 200 mm, fog = 400 mm, średnica światłowodu: 0,3 mm, średnica ogniska: 0,6 mm, zr = 7,5 mm widok lica przetopień 1 2 3 4 5 6 7 8 9 tablica iii. parametry przetapiania laserowego table iii. the parameters of the laser remelting rys. 5. widok lica przetopień fig. 5. view faces remelted   a)   c) proces przetapiania proces przetapiania przeprowadzono na stanowisku wyposażonym w robota przemysłowego kuka kr 20/2ha, na którego kiści zamocowano system laserowy trulaser robot serii 5000 z głowicą d70 hybrid, rysunek 3. wykonano 9 przetopień przy zmiennych parametrach procesu, tablica iii, rysunek 4. 21przegląd  spawalnictwa vol. 88 12/2016 badania przetopień uzyskane przetopienia po przeprowadzeniu badań wizualnych na podstawie wymagań normy poddano badaniom niszczącym w takim zakresie jak: – badania metalograficzne makroskopowe na mikroskopie świetlnym stereoskopowym olympus szx9; próbki do badań trawiono odczynnikiem adlera; – badania metalograficzne mikroskopowe na mikroskopie świetlnym nikon eclipse ma100; próbki do badań trawiono w nitalu; – pomiar twardości za pomocą urządzenia vickers 401mvd firmy wilson wolpert, przy obciążeniu 1 kg, według schematu na rysunku 5; – określeniu pola powierzchni strefy przetopienia. rys. 6. schemat rozmieszczenia punktów pomiaru twardości przetopień stali 28mntinbvb fig. 6. scheme of arrangement points hardness measurement steel 28mntinbvb analiza wyników badań przeprowadzone badania makroskopowe wykazały, że przetopienia wykonane wiązką laserową charakteryzują się wąskim licem w zakresie 2,4-3,6 mm oraz stosunkowo głębokim wtopieniem w zakresie 3,6-6,2 mm. w każdym przypadku badania metalograficzne makroskopowe ujawniły obecność pęcherzy gazowych, które mogą pojawić się w związku z bardzo dużymi szybkościami chłodzenia, co powoduje utrudnione wydzielania się gazów ze strefy przetopienia. pęcherze te powstają w wyniku uwięzienia gazów rozpuszczonych w metalu bądź w wyniku odparowania pierwiastków stopowych. pomiary cech geometrycznych przetopień wykonano w programie autodesk design review 2013, rysunek 6, tablica iv. zgodnie z pozycją literaturową [13] materiał podstawowy (stal 28mntinbvb) powinien wykazywać strukturę martenzytu odpuszczonego z dyspersyjnymi wydzieleniami węglików. mikrostruktura materiału podstawowego jest dobrze widoczna na fotografiach linii wtopienia przetopień wykonanych laserem. charakterystyczną cechą linii wtopienia, w przypadku każdego z przetopień, jest występowanie w jej obszarze cementytu fe3c w postaci ziarnistej. przetopienia wykonane laserem, ze względu na niewielką energię liniową przetapiania nieprzekraczającą 3 kj/cm charakteryzują się niewielką szerokością strefy występowania cementytu, która jest zbliżona w każdym z dziewięciu przypadków, rysunek 7. na podstawie wykresu ctpc oraz wyników badań metalograficznych można ustalić mikrostrukturę badanych przetopień. próbki po przetapianiu były chłodzone w powietrzu, co zapewniło odpowiednio wysoką szybkość chłodzenia potrzebną do uzyskania struktury martenzytu (rys. 8). przetopienia mają strukturę martenzytu listwowego, na co wskazuje również zmierzona wysoka twardość. listwy martenzytu są jednak w tym przypadku zdecydowanie mniejsze, a drobniejsze wydzielenia węglików są gęściej ułożone niż w materiale rodzimym. przeprowadzone pomiary twardości wykazały znaczący wzrost twardości w strefie odziaływania ciepła. w każdym z analizowanych przypadków, niezależnie od parametrów przetapiania, doszło do wzrostu twardości w strefie przetopienia, jak i swc. twardość stref przetopionych wiązką laserową wzrosła od ok. 370 hv10 przez 420 do 530 hv10 w strefie wpływu ciepła, natomiast w obszarze przetopionym wartość twardości osiągnęła poziom 600 hv10, tablica v, rysunek 8. rys.  7. makrostruktura przetopień stali 28mntinbvb, trawienie – adler, przetopienia w kolejności od 1 do 9 fig.  7. the microstructure of the 28mntinbvb steel remelting, etchant adler, remelting in order from 1 to 9 przetopienie linia przetopienia rys. 8. mikrostruktura obszaru przetopienia – przetopienie nr 7 fig. 8. microstructure area remelting remelting no. 7 strefa wpływu ciepła (swc) rys. 9. rozkład twardości w obszarze przetopienia stali 28mntinbvb fig. 9. distribution of hardness in the area of remelted steel 28mntinbvb 22 przegląd  spawalnictwa vol. 88 12/2016 numer przetopienia przetopienie   [mm2] przetopienie   [mm2] głębokość wtopienia  [mm] szerokość lica   [mm] l1 5,5 10,5 4,7 3,6 l2 3,5 6,1 3,8 3,0 l3 2,7 4,6 3,6 2,4 l4 8,0 15,5 5,7 4,1 l5 6,0 9,7 4,8 3,2 l6 3,3 6,4 4,1 2,6 l7 10,0 18,6 6,2 4,8 l8 6,5 12,9 5,9 3,4 l9 4,7 8,9 5,2 2,6 tablica iv. pomiar pola powierzchni strefy przetopienia stali 28mntinbvb table iv. the measurement of the surface area of the zone melted 28mntinbvb steel punkty pomiarowe wg. rysunku 5 linia   pomiarowa 1a 2a 3a 4b 5b 6b 7c 8c 9c nr ściegu przetapianie laserowe 1 380 447 554 580 537 482 468 421 370 2 393 405 440 537 580 543 471 417 381 3 365 456 480 511 570 547 495 458 363 4 350 443 503 533 578 559 501 474 373 5 386 432 510 566 581 570 513 458 393 6 353 406 522 581 600 541 516 471 402 7 358 500 528 542 571 566 537 469 372 8 364 482 558 595 604 572 520 418 398 9 372 416 509 573 608 571 539 472 398 tablica v. wyniki pomiaru twardości hv10 w obszarach przetopień stali 28mntinbvb table v. the results of measuring the hardness hv10 in areas remelting steel 28mntinbvb 23przegląd  spawalnictwa vol. 88 12/2016 podsumowanie wyniki badań metalograficznych połączeń spawanych wiązką laserową oraz ocena wizualna ich jakości wykazały, że stal 28mntinbvb typu hsla charakteryzuje się ograniczoną spawalnością w warunkach badania. badania wykazały, że uzyskane przetopienia charakteryzują się poprawnym kształtem, jednak w ich objętości występują pęcherze gazowe, które mogą pojawić się w związku z bardzo dużymi szybkościami chłodzenia. twardość stali 28mntinbvb niezależnie od mocy wiązki laserowej zmienia się w zakresie 380 – 530 hv10 w strefie wpływu ciepła, aż do wartości maksymalnej ok. 590 – 605 hv10 w strefie największego odziaływania źródła ciepła. strefa stopionego materiału podstawowego wykazuje strukturę martenzytu listwowego o twardości dochodzącej do 600 hv10. listwy martenzytu są mniejsze, a drobniejsze wydzielenia węglików są gęściej ułożone niż w materiale rodzimym. strefa wpływu ciepła charakteryzuje się strukturą martenzytyczno-bainityczną. wzrost energii liniowej przetapiania oraz obniżona szybkość chłodzenia wpływa na zwiększenie udziału struktur bainitycznych w obszarach przetopionych. ilość dostarczonego ciepła do materiału podstawowego wyraźnie wpływa na jego własności i strukturę, powodując umocnienie i pogorszenie własności plastycznych. literatura [1] grajcar a., różański m.: spawalność wysokowytrzymałych stali wielofazowych ahss, przegląd spawalnictwa nr 3/2014, str. 22-27. [2] nishioka k., ichikawa k.: progress in termomechanical control of steel plates and their commercialization, science and technology of advanced materials, vol. 13, no. 2, april 2012, pp. 1-20. [3] krajewski s., nowacki j.: mikrostruktura i właściwości stali o wysokiej wytrzymałości ahss, przegląd spawalnictwa nr 7/2011, str. 45-50. [4] stano s.: spawanie laserowe blach o zróżnicowanej grubości przeznaczonych na półfabrykaty karoserii samochodowych typu tailored blanks, biuletyn instytutu spawalnictwa nr 2/2005, str. 24-28. [5] dobrzański l.a., jonda e., klimpel a., lisiecki a., wpływ laserowego przetapiania i stopowania na strukturę i własności warstw wierzchnich stali x40crmov5-1, przegląd spawalnictwa, nr 3/2009, s. 3-8. [6] lee, h. shin, k. park: evaluation of high strength tmcp steel weld for use in cold regions, journal of constructional steel research 74 (2012) pp. 134-139. [7] górka j.: weldability of thermomechanically treated steels having a high yield point, archives of metallurgy and materials, volume 60, issue 1/2015, pp. 469-475. [8] opiela m.: elaboration of thermomechanical treatment conditions of ti-v and ti-nb-v microalloyed forging steels, archives of metallurgy and materials, 59 (2014) pp.1181-1188. [9] dudek a., nitkiewicz z., prognosis of effects of remelting performed by means of plasma arc, archives of foundry engineering, vol. 7, 2/2007, s. 79-82. [10] patejuk a., napadłek w., przetakiewicz w., wpływ stopowania laserowego i napawania metodą tig na żaroodporność stali 50h21g9n4, krzepnięcie metali i stopów, nr 27/1996, s. 207-215. [11] opiela m., effect of thermomechanical processing on the microstructure and mechanical properties of nb-ti-v microalloyed steel, journal of materials engineering and performance, 23 (2014) pp. 3379-3388. [12] pilarczyk j., banasik m., stano s., dworak j., spajanie laserowe z materiałem dodatkowym i mechanicznym układem śledzenia złącza, przegląd spawalnictwa, nr 12/2011, s. 9-14. [13] opiela m.: kształtowanie struktury i własności mechanicznych odkuwek ze stali mikrostopowych w procesie obróbki cieplno-plastycznej, wydawnictwo politechniki śląskiej, monografia nr 555, gliwice, 2015. ps 4 2016 www hr.pdf 31przegląd  spawalnictwa       vol. 88 4/2016 spawanie złączy doczołowych jednorodnych   ze stali super 304h experience in welding of similar butt joint made of super 304h steel mgr inż. maciej gątarek (iwe) – pge górnictwo i energetyka konwencjonalna sa oddział elektrownia bełchatów, rogowiec; dr hab. inż. jacek słania, prof. is; mgr inż. łukasz rawicki – instytut spawalnictwa w gliwicach; dr hab.inż. grzegorz  golański, prof. pcz  – instytut inżynierii materiałowej politechnika częstochowska; dr inż. ryszard krawczyk  – instytut technologii mechanicznych politechnika częstochowska; mgr inż. paweł urbańczyk – urząd dozoru technicznego. autor korespondencyjny/corresponding author: gatarekmaciej@gmail.com streszczenie przedstawiono zagadnienia dotyczące spawalności połączeń jednorodnych ze stali austenitycznej super 304 h. ponadto przeprowadzono badania oraz omówiono wyniki badań wykonanych złączy spawanych zgodnie z przewidzianym zakresem pn-en 15614. słowa kluczowe: spawanie; spawalność; stale dla energetyki abstract the paper presents experience in welding of similar butt joint made of super 304h steel.in addition,studiem were carried out and discusses tere sults of butt joint according to the pn-en 15614. keywords: welding; steels for energy industry wstęp zapotrzebowanie na energię elektryczną rośnie w polsce z każdym rokiem w związku z rozwojem różnych gałęzi przemysłu. wytwarzana energia elektryczna oparta jest na węglu kamiennym i brunatnym. spalany węgiel w kotłach energetycznych powoduje emisję znacznych ilości szkodliwych gazów w postaci dwutlenku węgla (co2), dwutlenku siarki (so2), tlenków azotu (noxw) oraz różnego rodzaju pyłów. dyrektywa parlamentu europejskiego i rady 2001/80/we z 23 października 2001r. w sprawie „ograniczenia emisji niektórych źródeł zanieczyszczeń do powietrza z dużych źródeł spalania paliw” ustala graniczne wartości dopuszczalne dla tych zanieczyszczeń [1,2]. aby sprostać tym wymaganiom należy podjąć inwestycje w zakresie rekonstrukcji i modernizacji starych elektrowni jak również w budowę nowych obiektów o wysokiej sprawności. dlatego w przemyśle energetycznym prowadzi się szereg badań w obecnych czasach dotyczących poprawy efektywności kotłów parowych. poprawa efektywności wiąże się z zastosowaniem odpowiednich stali, które przez najdłuższy okres eksploatacji urządzeń energetycznych pracujących w wysokich temperaturach zachowają odpowiednie własności mechaniczne. jakość produkowanych elementów konstrukcyjnych kotła zależy od czynników związanych zarówno z materiałem jak i technologią spawania maciej gątarek, jacek słania, grzegorz golański, ryszard krawczyk, paweł urbańczyk, łukasz rawicki i gięcia rur. na elementy ciśnieniowe kotłów o nadkrytycznych parametrach pary są stosowane oraz rekomendowane stale tp347, hr3c, sanicro 25 oraz stal typu super 304h. stal super 304h należy do grupy stali o strukturze austenitycznej, które charakteryzuje się wysoką odpornością na korozję, odpornością na utlenianie-żaroodpornością oraz żarowytrzymałością w szerokim zakresie temperatur [3,6]. opis przedmiotu badań celem badań jest określenie spawalności złączy jednorodnych wykonanych ze stali super 304h. zakres badań obejmuje: a) wykonanie złączy jednorodnych ze stali super 304 h przy użyciu metody tig w pozycji pf. połączenia jednorodne zostały wykonane z rury o średnicy ø 54 mm i grubości ścianki 5 mm z wykorzystaniem materiałów dodatkowych firmy bohler thermanit h cu (oznaczenie spoin s1, s2), esab ok. tigrod 308h (oznaczanie spoin s3, s4), lincoln tig er 308h (oznaczenie spoin s4, s6). b) przeprowadzenie badań nieniszczących i niszczących zgodnie z pn-en iso 15614-1 [7]. c si mn p s cr ni mo cu nb 0,08 0,38 0,25 0,036 0,022 18,34 10,97 0,30 2,65 0,28 tablica i. skład chemiczny stali super 304h, %mas. table i. chemicalcomposition of super 304h steel, % mass. przeglad welding technology review 32 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 4/2016 rys. 1. wyniki statycznej próby rozciągania fig. 1. tensile strength results skład chemiczny materiału rodzimego skład chemiczny materiału rodzimego, stali super 304h określono za pomocą spektrometru iskrowego spectrolab k2. uzyskane wyniki będące średnią z trzech pomiarów zestawiono w tablicy i. wyniki statycznej próby rozciągania statyczną próbę rozciągania przeprowadzono za pomocą maszyny wytrzymałościowej roel. zwick z100 stosując próbki płaskie z główkami w celu określenia wytrzymałości na rozciąganie rm oraz sprawdzenia zgodności z wymaganą minimalną wartość rm dla materiału rodzimego, która wynosi 590 mpa dla stali super 304h wg astm. wyniki przeprowadzonych badań przedstawiono na rysunku 1. wszystkie rozciągane próbki uległy zerwaniu w spoinie. rys. 2. wyniki próby udarności złącza spawanego fig. 2. impact test results wyniki próby udarności   złącza spawanego próbę udarności przeprowadzono na niestandardowych próbkach o pomniejszonej do 2,5 mm szerokości z naciętym karbem typu „v”. badania przeprowadzono na młocie wahadłowym charpy’ego o początkowej energii łamania wynoszącego 300j. * - wartość średnia udarności obliczona z zależności kvc = (10 x kvp)/w; kvp – wartość  udarności uzyskana na próbce niestandardowej; j, w – szerokość próbki niestandardowej;  mm (pn-en 10216-2) [6];  wyniki próby zginania próbę zginania lica i grani spoin wykonano zgodnie z pn–en iso 5173 [8]. kryterium próby jest uzyskanie kąta gięcia 180°, bez wystąpienia pęknięć na rozciąganej powierzchni. przeprowadzone badania spełniają wymagania pn-en 15614-1. wyniki badań zostały przedstawione na rysunkach od 3 do 8. rozkład twardości na przekroju złącza pomiar twardości wykonano metoda vickersa stosując obciążenia wgłębnika wynoszące 10 kg (98,1 n). pomiar rys. 3. wynik prób zginania spoiny s2 od strony grani fig. 3. bending test results butt weld s2 root weld rys. 4. wynik prób zginania spoiny s2 od strony lica fig. 4. bending test results butt weld s2 face weld rys. 5. wynik próby zginania spoiny s4 od strony grani fig. 5. bending test results butt weld s4 root weld rys. 6. wynik prób zginania spoiny s4 od strony lica fig. 6. bending test results butt weld s4 face weld rys. 7. wynik próby zginania spoiny s6 od strony grani fig. 7. bending test results butt weld s6 rootweld rys. 8. wynik próby zginania spoiny s6 od strony lica fig. 8. bending test results butt weld s6 face weld 33przegląd  spawalnictwa       vol. 88 4/2016 twardości wykonano za pomocą twardościomierza future – tech fv-700. wyniki pomiarów twardości na przekroju złącza spawanego dla poszczególnych próbek przedstawiono na rysunkach 9÷11. wyniki badań makroskopowych   złączy spawanych badania przeprowadzono zgodnie z pn-en 1321 [9]. na rysunkach 12÷4 przedstawiono wyniki badań makroskopowych w formie zdjęć makroskopowych złączy jednorodnych s5, s3 i s1. rys. 9. pomiar twardości na przekroju złącza s1 fig. 9. hardnes test butt weld s1 rys. 10. pomiar twardości na przekroju złącza s3 fig. 10. hardnes test buttweld s3 rys. 11. pomiar twardości na przekroju ze złącza s5 fig. 11. similar butt joint of super 304h steel – s5 rys. 12. złącze jednorodne ze stal super 304 h – s5 fig. 12. hardnes test butt weld s1 rys. 13. złącze jednorodne ze stali super 304 hs3 fig. 13. similar butt joint of super 304h steel – s3 rys. 14. złącze jednorodne ze stali super 304hs1 fig. 14. similar butt joint of super 304h steel – s1 podsumowanie celem przeprowadzonych badań było określenie przydatności do spawania stali austenitycznej super 304h. do przeprowadzenia badań wykonano połączenia jednorodne za pomocą metody tig (141) przy użyciu austenitycznych materiałów dodatkowych: bohlerthermanit h cu, esab ok. tigrod 308h i lincoln tig er 308h.wykonane złącza w różnych konfiguracjach zostały poddane badaniom zgodnie z zakresem przewidzianym w pn-en 15614-1 [7]. przeprowadzone badania dotyczące statycznych prób rozciągania połączeń jednorodnych ze stali żarowytrzymałej super 304h wykazały, że najwyższą wytrzymałość na rozciąganie posiadało złącze s2, gdzie średnia z trzech pomiarów wyniosła 620 mpa. złącze s4 charakteryzowało się wartością rm = 606 mpa, natomiast złącze s6 rm = 601 mpa. próbę udarności przeprowadzono na niestandardowych próbkach o pomniejszonej do 2,5 mm szerokości z naciętym karbem typu „v” w spoinie oraz w swc. badania wykazały, że najwyższą wartość udarności w swc uzyskała średnia z trzech pomiarów ze złącza s5, kvc= 120j, a dla złączy s1 i s3 otrzymano zbliżoną wartość kvc= 117j. ponadto z przeprowadzonej próby udarności wykonanej na próbkach z karbem w spoinie najwyższą średnią wartość udarności trzech pomiarów otrzymano dla złącza s3, gdzie kvc= 92j, natomiast najniższą wartość udarnościuzyskano dla złącza s1, gdzie kvc = 72. w dalszej kolejności wykonano próbę zginania z rozciąganiem od strony lica i grani spoiny. przeprowadzone badania nie wykazały rys i pęknięć na rozciąganych powierzchniach próbek. wykonane pomiary twardości nie są wymagane dla stali austenitycznych, wykonane zostały wyłączenie w celach poznawczych i wykazały, że twardość dla wszystkich analizowanych złączy w zależności od miejsca pomiaru wynosiła od 178 do 215 hv10. z przeprowadzonych badań makroskopowych dla wszystkich złączy uzyskano poziom jakości b wg pn-en iso 5817 [10]. 34 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 4/2016 literatura [1] wstępna ocena wykonalności traktatu akcesyjnego w zakresie dyrektywy 2001/80/we przez duże źródła spalania,data pobrania: 03.01.2015 [2] http://www.geoland.pl/dodatek/energia_xxxv/energoprojekt.html; [3] dyrektywa nr2001/80/we parlamentu europejskiego i rady z dnia 23 października 2001 w sprawie ograniczenia emisji niektórych zanieczyszczeń do powietrza z dużych obiektów energetycznego spalania. [4] bolier grade dmv 304hcu: salzgitter mannesmann stainless tubes, 2008 [5] brózda j.:stale austenityczne nowej generacji stosowane na urządzenia energetyki o parametrach nadkrytycznych i ich spawanie. instytut spawalnictwa, gliwice, [6] h t t p : / / w w w. i a e a . o r g / i n i s / c o l l e c t i o n / n c l c o l l e c t i o n s t o r e / _ p u blic/39/004/39004945.pdf; data pobrania 11.12.2015 r. [7] jachym r., kwieciński k., łomzik m., urzynicok m.: spawanie złączy doczołowych jednoi różnoimiennych ze stali tempaloy a-3. przegląd spawalnictwa 4/2012 str. 45-51. [8] zbroja p., ziewiec a., tasak e.: skłonność do pęknięć gorących austenitycznej stali super 304h przeznaczonej do pracy w podwyższonej temperaturze. przegląd spawalnictwa 1/2012, str. 10-14. [9] pn-en iso 15614-1 – kwalifikowanie technologii spawania część. część i [10] pn–en iso 5173 badania niszczące złączy spawanych metali próba rozciągania próbek wzdłużnych stopiwa złączy spawanych [11] pn-en 1321 badania niszczące spawanych złączy metali próba łamania [12] pn-en iso 5817złącza spawane ze stali, niklu, tytanu i ich stopów (z wyjątkiem spawanych wiązką) poziomy jakości według niezgodności spawalniczych 201106 53przegląd spawalnictwa 6/2011 paweł.cegielski andrzej.kolasa. tadeusz.sarnowski arkadiusz.oneksiak wdrożenia przemysłowe projektów badawczo-rozwojowych w zakresie mechanizacji i automatyzacji procesów spawalniczych industrial implementation of research and development  projects within the area of mechanization and automation  of welding processes dr inż. paweł cegielski, dr hab. inż. andrzej kolasa prof. nzw. pw –.politechnika.warszawska, dr inż. tadeusz sarnowski – zap.robotyka,.ostrów. wielkopolski, arkadiusz oneksiak – zaso. elektronik,.warszawa. streszczenie jednym. z. głównych. kierunków. rozwoju. technologii. spawalniczych.jest.mechanizacja.i.automatyzacja.procesów.spawania.realizowana.za.pomocą.urządzeń,.w.których. wykorzystane. są. najnowsze. osiągnięcia. z. zakresu. automatyki.przemysłowej,.elektroniki.i.informatyki..tematyka.ta.jest.jednym.z.obszarów.zainteresowań.i.kierunków. prac.badawczych.i.projektowych.realizowanych.w.zakładzie.inżynierii.spajania.politechniki.warszawskiej..w.artykule.przedstawiono.wyniki.kilku,.wykonanych.w.ostatnich. pięciu.latach,.projektów.zakończonych.wdrożeniami.przemysłowymi. abstract automation.and.mechanization.of.welding.processes. are. one. of. main. areas. of. welding. technology. development..both.of.them.utilize.equipment.and.machines.designed.with.the.use.of.newest.achievements.of.industrial. automatics,.electronics.as.well.as.information.technology.. the. design. and. application. of. both. automated. welding. processes.and.equipment.used.are.also.one.of.main.areas.of.research.and.development.activity.of.welding.division.of.warsaw.university.of.technology..some.of.projects.completed.last.years.and.implemented.to.industries. are.presented.here. wstęp prawie.od.początku.istnienia.katedry,.później.zakładu. spawalnictwa,. a. obecnie. zakładu. inżynierii. spajania.politechniki.warszawskiej,.tj..od.1951.r..jednym.z.istotnych.obszarów.prac.naukowo-badawczych.. i.projektowych.była.mechanizacja.i.automatyzacja.procesów.spawalniczych.oraz.konstrukcje.urządzeń.służących.do.ich.realizacji..w.okresie.ostatnich.piętnastu. lat.opracowano.i.wdrożono.do.produkcji.przemysłowej. szesnaście. nowych. maszyn,. urządzeń. i. zestawów. urządzeń. technologicznych. przeznaczonych. głównie. do. mechanizacji. i. automatyzacji. procesów. spawalniczych,. w. tym. również. z. wykorzystaniem. robotów. przemysłowych..projekty.te.były.realizowane.głównie. jako.prace.badawczo-rozwojowe.w.ramach.projektów. celowych.kbn.i.fsnt.not.z.krajowymi.przedsiębiorstwami.produkcyjnymi:.zap.robotyka.z.ostrowa.wielkopolskiego.i.zaso.elektronik.z.warszawy..obroniono. też.kilka.prac.doktorskich.oraz.wiele.prac.magisterskich.. i.inżynierskich.związanych.z.tą.tematyką.. opracowanie.i.wdrożenie.nowego.urządzenia.wymaga.doświadczenia.i.wiedzy.z.różnych.dziedzin,.począwszy.od.fizyki.samego.procesu.technologicznego. poprzez. teorię.sterowania,.podstawy.konstrukcji.maszyn,. automatykę. oraz. umiejętność. programowania.. i.wykorzystywania.komercyjnych.programów.komputerowych..często.trzeba.korzystać.ze.specjalistycznych. metod.i.komputerowych.programów.do.modelowania. 54 przegląd spawalnictwa 6/2011 i. symulacji.. zaprojektowanie,. zbudowanie,. a. następnie.wdrożenie.przemysłowe.każdego.urządzenia. jest. skomplikowanym. procesem. wymagającym,. oprócz. prac. koncepcyjnych,. wielu. prób. i. badań. zarówno.. w. warunkach. laboratoryjnych,. jak. i. przemysłowych.. cykl. prac. „od. pomysłu. do. przemysłu”. w. przypadku. urządzeń.technologicznych.jest.procesem.bardzo.złożonym.i.wymagającym.dużego.nakładu.pracy.i.środków.finansowych. w. artykule. przedstawiono. wyniki. kilku. projektów.. z.zakresu.automatyzacji.i.mechanizacji.procesów.spawalniczych.zrealizowanych.przez.zespół.pracowników. zakładu.inżynierii.spajania.politechniki.warszawskiej,. zakończonych. udanymi. wdrożeniami. przemysłowymi. w.ostatnich.pięciu.latach.. system do wycinania otworów i spawania króćców na powierzchniach walcowych wycinanie. termiczne. otworów. na. powierzchniach. walcowych. (rur,. zbiorników),. a. następnie. spawanie.. w.ich.miejscu.króćców.wiąże.się.z.trudnościami.technicznymi.(zróżnicowanie.średnic.i.grubości.blach,.złożona.trajektoria.–.kontur,.po. jakim.przemieszcza.się. narzędzie).i.technologicznmi.(zmienne.warunki.spawania.na.obwodzie.złącza)..najlepsze.efekty.techniczne.. i.ekonomiczne.uzyskuje.się.przez.automatyzację.obydwu.tych.zadań.technologicznych..można.do.tego.celu. wykorzystać.urządzenia.znanych.firm.zagranicznych,. których.zastosowanie.wymaga..jednak.wysokich.kosztów.inwestycyjnych.. celem. zrealizowanego. projektu. było. wdrożenie. nowej. generacji. urządzeń. zintegrowanych,. w. pełni. funkcjonalnych. i. konkurencyjnych,. zarówno. pod. względem.ceny,.jak.i.poziomu.technicznego.[5]..innowacyjność.pomysłu.polega.na.zastosowaniu.w.jednym. urządzeniu. przezbrajanego. do. procesów. cięcia. lub. spawania.systemu.naprowadzania.głowicy.roboczej,. z.kopiowaniem.zarysu.powierzchni.walcowej.bezpośrednio.w.czasie.procesu.technologicznego..możliwe. jest.zastosowanie.cięcia.tlenowego.lub.plazmowego,. a.do.spawania.metody.mig.i.mag..dobór.metod.cięcia.wynikał.z.ich.wysokiej.podatności.na.mechanizację.i.automatyzację,.w.tym.łatwości.sterowania,.a.także.wysokiej.stabilności.i.powtarzalności.uzyskiwanych. efektów..metody.mig.i.mag.umożliwiają.wykonywanie.spoin.pachwinowych.jedno-. i.wielowarstwowych. (wielościegowych),.charakterystycznych.dla.tego.typu. konstrukcji..metody.te.charakteryzują.się.wysoką.podatnością.na.mechanizację.i.automatyzację,.wysoką. stabilnością. i. powtarzalnością.. możliwe. też. jest. zastosowanie.metody.tig.z.podawaniem.dodatkowego. spoiwa,.szczególnie.w.zakresie.małych.średnic.i.grubości.ścianek.króćców,.jakkolwiek.ten.wariant.nie.był. przedmiotem.projektu.i.nie.był.dotychczas.praktycznie. wykorzystywany. wysokie. parametry. użytkowe. wdrożonego. systemu.osiągnięto.dzięki.zastosowaniu.zaawansowanych. układów.automatycznego.sterowania.i.napędów.(m.in.. serwonapędów. elektrycznych),. a. także. przez. wdrożenie. nowoczesnych. koncepcji. mechanicznych. oraz. przeprowadzonych. na. etapie. badań. przemysłowych. prac.modelowych.i.symulacyjnych.. omawiany. system. do. zautomatyzowanego. wycinania.otworów.i.spawania.króćców.na.powierzchniach.walcowych.zawiera.dwa.urządzenia:.wysięgnik. ze.stołem.pryzmatycznym.oraz.układ.napędowo-kopiujący.(rys..1).. pierwsze.z.urządzeń.obejmuje.zespół.ramy.nośnej. dla. wszystkich. elementów. napędowych,. sterowania.. i.zasilania.oraz.zespół.stołu.pryzmatycznego.do.pozycjonowania.ciętych.lub.spawanych.elementów..zadaniem.stołu.pryzmatycznego.jest.uzyskanie.pionowego. ustawienia.osi.wycinanego.otworu.lub.tworzonej.spoiny. pachwinowej. oraz. stabilne,. nieruchome. utrzymanie. ciętej. lub. spawanej. konstrukcji. w. ustalonym. położeniu.. średnice. mocowanego. na. stole. walcowego. elementu. głównego. (rury). zawierają. się. w. zakresie:.. 60÷300.mm,.przy.praktycznie.nieograniczonej.długości. tego. elementu. limitowanej. powierzchnią. stanowiska.i.nośnością.stołu,.którą.można.łatwo.powiększyć. przez.dodanie.kolejnych.podpór.pryzmatycznych..zespoły.ramy.nośnej.oraz.stołu.pryzmatycznego.są.ze.. sobą.połączone.mechanicznie.. układ.napędowo-kopiujący.realizuje.zsynchronizowany,.równoczesny.ruch.obwodowy.głowicy.kopiującej. i.roboczej.(tnącej.lub.spawającej).pod.warunkiem,.że. oś.wycinanego.otworu.i.następnie.spoiny.jest.prostopadła. do. osi. rury. i. zorientowana. pionowo.. głowica. kopiująca. omiata. powierzchnię. walcową. elementu. głównego.–.rury.lub.elementu.pomocniczego.o.takich. samych.wymiarach.obok.równocześnie.wykonywanej. spoiny.lub.wycinanego.otworu..automatyczne,.samoczynne.naprowadzanie.głowicy.roboczej.polega.zatem. na.kopiowaniu.zarysu.powierzchni.walcowej.i.przekazywaniu,.bezpośrednio.w.czasie.spawania,.sygnałów. korekcyjnych.do.suportów.napędowych..promień.cięcia.lub.spawania,.a.także.pochylenie.głowic.regulowane. jest.za.pomocą.ręcznych.suportów.korekcyjnych.. rys. 1. widok.kompletnego. stanowiska.podczas.badań fig. 1.. view. of. the. welding. set. under. tests 55przegląd spawalnictwa 6/2011 zgodnie.z.przyjętym.założeniem,.średnica.spawanego. króćca.nie.powinna.przekraczać.0,6.średnicy.elementu. głównego.–.rury.. w.zakres.opracowania.wszedł. także.nowoczesny. układ.automatycznego.sterowania.zrealizowany.na.bazie.sterownika.plc.oraz.kompletny.zespół.urządzeń. spawalniczych.wraz.ze.źródłem.zasilającym.mig/mag. 400a/p60%.. opisywany. tu. system. urządzeń. został. wdrożony.do.produkcji.w.przedsiębiorstwie.naukowo-. -produkcyjnym.zaso.elektronik.w.warszawie.[5]. portal do zautomatyzowanego spawania blachownic wytwarzanie.blachownic.(prefabrykatów.konstrukcyjnych. o. znacznej. długości,. najczęściej. w. postaci. teownika. lub. dwuteownika,. w. których. pasy. i. środnik. wykonane.są.z.blach).wymaga.przede.wszystkim.wykonywania. długich,. prostoliniowych. spoin. pachwinowych,.jedno-.lub.dwustronnych,.ciągłych.lub.przerywanych..pomimo.pozornej.prostoty,.spawanie.tego.typu. konstrukcji.wiąże.się.z.szeregiem.utrudnień.technologicznych.i.organizacyjnych..znaczne.rozmiary,.w.tym. wielometrowe.długości.spoin.powodują.niebezpieczeństwo.wystąpienia.znacznych.naprężeń.i.odkształceń,.. a.niedokładność.wymiarowa.podzespołów.może.stać. się.przyczyną.dyskwalifikujących.je.niezgodności.spawalniczych.. istnieje.oczywiście.wiele.środków.zaradczych,.jednak.wymagają.one.dodatkowych.zabiegów,. specjalistycznych.maszyn.lub.sensorów.naprowadzających.głowicę.spawalniczą,.a.często.także.konieczne. jest. prostowanie. całej. konstrukcji. po. spawaniu... w.przypadku.blachownic,.niezależnie.od.zastosowanej. metody. spawania,. przeważnie. łukiem. krytym. lub.. w. osłonach. gazowych. mag,. znaczna. długość. połączeń. oraz. wymagania. jakościowe. nie. pozwalają. na. spawanie.ręczne.czy.półautomatyczne..konieczne.staje. się. zastosowanie. co. najmniej. zmechanizowanego. prowadzenia.głowicy.spawalniczej.(lub.równocześnie. dwóch.głowic).wzdłuż.spawanego.złącza..maszyny.do. zautomatyzowanego,. także. dwustronnego. spawania. blachownic,.stanowią.niezbyt. liczną.grupę.wyspecjalizowanych.urządzeń,.przede.wszystkim.przelotowych. i.suwnic.bramowych..w.najprostszych.aplikacjach.wykorzystywane.mogą.być.także.wszelkiego.rodzaju.samojezdne.głowice.(traktory).spawalnicze. w. wyniku. prowadzonych. badań. i. prac. eksperymentalnych. opracowano. i. wdrożono. do. produkcji.. w. przedsiębiorstwie. naukowo-produkcyjnym. zaso. elektronik.w.warszawie.spawalniczy.system.do.zautomatyzowanego. wytwarzania. gotowych. prefabrykatów. konstrukcyjnych. typu. długa. belka. o. długości. do. 30. m,. łączącego. zalety. maszyn. przelotowych. z. mobilnością. i.niższymi.kosztami.głowic.samojezdnych.[2].. innowacyjność.pomysłu.polegała.na.stworzeniu.przejezdnego,.szynowego.portalu.bramowego.z.dwustronnym. mocowaniem. głowic. spawalniczych,. układem.. pozycjonującym.i.dociskowym.środnika.spawanej.konstrukcji.oraz.uniwersalnym.stołem.zaciskowo–chłodzącym.(rys..2)..dzięki.rolkom.systemu.pozycjonującego. środnik. oraz. przejezdnym,. nienapędzanym. uchwytom. ramowym,. posadowionym. na. tym. samym. torze. i.spychanym.przez.portal.podczas.spawania,.nie.jest. stosowane. żadne. oprzyrządowanie. montażowe. czy. wstępne.spawanie.(sczepianie).łączonych.elementów.. jednocześnie,. odpowiednio. dobrany. docisk. środnika. w.połączeniu.z.radiatorem.chłodzącym.z.zamkniętym. obiegiem.wodnym.kompensują.odkształcenia.termiczne.spawanych.elementów,.bez.konieczności.prostowania.konstrukcji.po.spawaniu..złożony.problem.kompensacji.odkształceń.z.użyciem.zastosowanych.środków. –.radiatora.chłodzącego.oraz.docisku.hydraulicznego. rozwiązano. za. pomocą. modelowania. numerycznego. metodą.mes.[7]. uniwersalna, autonomiczna głowica do spawania obwodowego samojezdne.głowice.do.zautomatyzowanego.spawania.obwodowego.stanowią.niezbyt.liczną.grupę.wysoko.wyspecjalizowanych,.autonomicznych.urządzeń,. oferowanych. przez. wąskie. grono. producentów.. dla. średnic. powyżej. 300. mm. przybierają. zwykle. postać. wózków.(traktorów).poruszających.się.na.torach.jezdnych. lub. z. wykorzystaniem. łańcuchów. napinających.. oprócz. ruchu. głównego,. coraz. częściej. wyposażane. są. w. napędy. dodatkowego. ruchu. oscylacyjnego. poprzecznego. do. kierunku. jazdy,. realizowanego. przez. tzw..oscylatory..wspólną.cechą.dotychczasowych.rozwiązań.jest.konieczność.zastosowania.systemu.prowadzącego. (toru. jezdnego. lub. łańcucha. napinającego)... w.większości.przypadków.nie.jest.także.możliwe.spawanie.innych.profili.niż.kołowe,.a.jeśli.jest.taka.możliwość,.to.wymaga.przebudowy.lub.przezbrojenia.stanowiska.spawalniczego,.np..przez.wymianę.toru.jezdnego.. rys. 2..system.do.spawania. blachownic:. 1. –. portal. bramowy,. 2. –. siłownik. hydrauliczny. docisku. mocująco–kompensacyjnego,.. 3. –. rolki. systemu. pozycjonującego.środnik,.4.–.przejezdny. uchwyt. ramowy,.. 5. –. stół. zaciskowo. –. chłodzący. z. modułowym. torem. jezdnym. fig. 2.. the. installation. for. plate. girder. mechanized. welding:. 1. –. gate. portal,.. 2. –. hydraulic. servo-motor. for. fixing. and. stress. compensation. clamp,. 3. –. rolls. for.web.of.an.i-beam.positioning,.4.–.moving.device,.. 5.–.table.for.fixing.and.cooling.the.work 56 przegląd spawalnictwa 6/2011 ideą. opracowanego. i. wdrożonego. do. produkcji. projektu. jest. stworzenie. głowicy. całkowicie. niezależnej.od. jakichkolwiek.elementów.prowadzących. i.mocujących,.niezależnie.od.pozycji,.w.jakiej.wykonywane. jest.spawanie.[1]..zrealizowano.to.dzięki.zastosowaniu. innowacyjnego.systemu.prowadzenia.wózka,.wykorzystującego.chwyt.magnetyczny..do.jego.wykorzystania. niezbędne. są. oczywiście. odpowiednie. właściwości. magnetyczne.materiału.podłoża..dotychczas.tego.typu. magnetyczne.prowadzenie.służyło.jedynie.do.stabilizacji. jazdy.lub,.co.najwyżej,.pozwalało.na.jazdę.w.różnych.pozycjach.wyłącznie.na.powierzchniach.płaskich.. w.prezentowanym.rozwiązaniu.wózek.jezdny.zaopatrzono. w. przegubowe. rolki. naprowadzające. z. miniaturowymi.magnesami,.a.zajmujące.centralne.miejsce. krótkie.gąsienice. jezdne.nałożono.na.pary.kół.napędowych.i.napinających.(rys..3)..gąsienice.pełnią.rolę. układu.przekazującego.ruch..pozwala.to.zarówno.na. ruch.na.powierzchni.płaskiej,.jak.i.na.powierzchniach. zakrzywionych.(dowolnych.profili.falistych.–.wklęsłych. lub.wypukłych),.w.tym.na.zewnętrznym.obwodzie.walca,.np..rury,.zbiornika,.czopu.wału.itp..nie.jest.przy.tym. potrzebne.przezbrajanie.głowicy.jezdnej.. specjalna.konstrukcja.przegubowych.rolek.magnetycznych,. oprócz. zapewnienia. wystarczająco. silnego. przylegania. wózka. do. powierzchni,. stabilizuje. warunki. przeniesienia. napędu. gąsienicowego. oraz. zapewnia. jego. samonaprowadzanie. na. właściwy. kierunek. jazdy.–.prostopadle.do.tworzącej.walca,.po.którym.się. porusza.. precyzję. ruchu. zapewnia. też. stabilizacja. tachometryczna. układu. napędowego. z. silnikiem. elektrycznym. (serwonapęd).. osiągnięta. nośność. wózka.. –.30.kg.w.pozycji.poziomej.i.15.kg.w.dowolnej..bezstopniowo.regulowana.prędkość.jazdy.zawiera.się.w.zakresie. 10÷60.cm/min..próby.wykazały,.że.minimalna.średnica. spawania.obwodowego.(profile.wypukłe).to.200.mm,.nie. ma.natomiast.ograniczeń.co.do.średnicy.maksymalnej.. pewnym. ograniczeniem. będzie. minimalna. krzywizna. profili.wklęsłych,.ze.względu.na.rozmiar.samego.wózka. wraz.z.osprzętem.. w.ramach.prac.nad.samojezdną.głowicą.opracowano. kilka.dodatkowych.urządzeń,.tworzących.kompletny.system.spawalniczy..w.jego.skład.weszły:.napęd.ruchu.oscylacyjnego.(oscylator.liniowy),.podajnik.drutu.do.spawania. metodą. tig. (z. możliwością. spawania. tzw.. „gorącym”. drutem),.nadrzędny.układ.sterowania.oraz..maszynowe. uchwyty.elektrodowe.dla.metod.mig/mag.oraz.tig.. omawiany.zestaw.urządzeń.do.mechanizacji.prac. spawalniczych. z. powodzeniem. został. wdrożony. do. produkcji.seryjnej.w.przedsiębiorstwie.naukowo.–.produkcyjnym.zaso.elektronik.z.warszawy.[1].. pozycjonery modułowe pozycjonery.wykorzystywane.są.do.manipulowania. przedmiotami.zamocowanymi.do.stołu.roboczego.za. pośrednictwem.specjalnego.oprzyrządowania..na.stanowiskach.zrobotyzowanych.pełnią.zazwyczaj.rolę.tzw.. zewnętrznych.osi.robota..z.uwagi.na.ogromną.różnorodność.układów.kinematycznych,.ciekawą.alternatywą.dla.urządzeń.konwencjonalnych.mogą.być.systemy. modułowe.. pozwalają. producentowi. lub. końcowemu. użytkownikowi.na.łatwą.konfigurację.nowych.czy.rozbudowę.już.istniejących.stanowisk..niestety,.oferowane.przez.nielicznych.producentów,.np..firmy.panasonic. czy.motoman,.mogą.pracować.wyłącznie.w.połączeniu. z.robotami.przemysłowymi.własnej.produkcji.. w. wyniku. podjętych. prac. badawczo-rozwojowych. opracowano.i.wdrożono.do.produkcji.seryjnej.w.zap. robotyka.z.ostrowa.wielkopolskiego.uniwersalny,.modułowy. system. pozycjonerów. [3].. innowacyjność. pomysłu.polegała.na.zamknięciu.modułów.napędowych. w.obudowach.umożliwiających.ich.dowolne,.wzajemne. zestawianie,. a. jednocześnie. gwarantujących. wysoką. sztywność.i.funkcjonalność. opracowano. dwa. moduły. napędowe:. o. nośności. 200.i.1000.kg,.oraz.szereg.elementów.pomocniczych,. służących. do. składania. zestawów. manipulacyjnych. (rys..4)..zakres.obrotu.stołu.roboczego.wynosi.n×360o,. a. powtarzalność. pozycjonowania. ±0,10. mm.. napęd. elektryczny. przekazywany. jest. za. pośrednictwem. redukującej. przekładni. harmonicznej. i. pasowej.. ze. względu.na.zastosowania.spawalnicze,.wewnątrz.modułów.napędowych.zamontowano.odpowiednie.przepusty.prądowe..system.ma.charakter.otwarty,.zdolny. do.współpracy.z.większością.robotów.. moduły. przewidziano. do. pracy. samodzielnie. lub.. w.zestawach..najbardziej.rozbudowane.warianty.uzyskane.będą.ze.złożenia.maksymalnie.trzech.jednostek. napędowych,.a.także.w.układzie.dwustanowiskowym.. o. funkcjonalności. systemu. modułowego. decyduje. także.dodatkowy.osprzęt..opracowano.m.in..adapter. do.ręcznego,.wspomaganego.przekładnią.pochylania. mniejszego. modułu. napędowego. w. zakresie. 0÷90o. z. mechanicznym. blokowaniem. w. jednym. z. czterech. położeń.. w. celu. umożliwienia. tworzenia. prostych,. autonomicznych. stanowisk. do. prostej. automatyzacji.. z.niezależnym.sterowaniem,.opracowano.także.statyw. z.przegubowym.wysięgnikiem.do.nieruchomego.mocowania.spawalniczych.uchwytów.elektrodowych.. w. omawianym. systemie. zastosowano. liczne. innowacje.. wzorem. otwartych. tarcz. kołnierzowych.. rys. 3..widok.kompletnej.głowicy.do.spawania.obwodowego fig. 3. complete.machanized.head.for.orbital.welding 57przegląd spawalnictwa 6/2011 w.robotach.przemysłowych.zastosowano.otwartą,.rurową.oś.piasty.napędowej,.na.której.mocowany.jest.stół. roboczy..ułatwia.to.przeprowadzanie.przewodów.technologicznych,.sterujących.czy.zasilających.dodatkowy. osprzęt.itp..w.module.200.kg.zastosowano.podwójny. system.mocowania.elektrycznych.silników.napędowych. –. zewnętrzny. dla. większych,. np.. zmiennoprądowych. jednostek.napędowych.z.niezależnym.sterowaniem.falownikowym,.oraz.wewnętrzny,.przewidziany.dla.zwykle. mniejszych.silników.pochodzących.od.producentów.robotów..w.obydwu.wariantach.napęd.podłączany.jest.za. pośrednictwem.przekładni.pasowej,.co.dodatkowo.ułatwia.montaż.i.serwisowanie.silników,.a.także.zwiększa. odporność.układu.na.obciążenia.udarowe.. podwieszane tory jezdne do robotów tory. jezdne,. po. których. przemieszczane. są. zamocowane.na.nich.roboty.przemysłowe,.umożliwiają. realizację.zadań.obejmujących.obszary.znacznie.wykraczające.poza.ich.przestrzeń.roboczą..w.grupie.jednoosiowych.torów.jezdnych.szczególną.rolę.odgrywają. jednostki.podwieszane,.przeznaczone.do.robotów.pracujących.w.pozycji.odwróconej..w.takiej.pozycji.uzyskuje.się.znaczny.wzrost.efektywnego.wykorzystania. przestrzeni. roboczej.. możliwe. staje. się. stosowanie. mniejszych,.lżejszych.i.tańszych.robotów,.czy.realizacja.zadań.ze.znacznie.utrudnionym.dostępem.do.miejsca.obróbki..ze.względu.na.odmienne.warunki.montażu.. i.pracy,.w.tym.obciążenia.statyczne.i.dynamiczne,.nie. jest.możliwe.wykorzystanie. toru.podłogowego.w.wariancie.podwieszanym..konieczne.staje.się.stosowanie. odrębnych. jednostek,. o. odpowiednio. wzmocnionych. układach.jezdnych.i.napędowych.. przedmiotem. opracowania. i. wdrożenia. w. zap. robotyka.z.ostrowa.wielkopolskiego.był. typoszereg. podwieszanych.torów.jezdnych.do.współpracy.z.niemal.dowolnymi.typami.robotów.przemysłowych,.o.całkowitej.masie.nieprzekraczającej.300.kg.(rys..5). [4].. długość. toru,. w. zależności. od. wariantu. wykonania,. ustalona.została.w.zakresie.od.2.do.6.m.i. jest.kompromisem.pomiędzy.ceną.a.funkcjonalnością..powtarzalność.pozycjonowania.ustalono.na.bardzo.wysokim. poziomie.±0,15.mm.. rys. 4..zestaw.manipulacyjny.złożony.z.dwóch.modułów. napędowych:.200.i.1000.kg fig. 4..manipulating.set.compiled.with.two.200.and.1000. kg.modules w.skład.jednostki.bazowej.wchodzi:.belka.jezdna. toru,.bieżnie.z.prowadnicami,.platforma.jezdna.robota. z.silnikiem.i.układem.przeniesienia.napędu.opartym.na. przekładni.zębatkowej.(rys..6)..takie.rozwiązanie.ułatwi. budowę.toru.o.niemal.dowolnej.długości..podobnie.jak. w.przypadku.pozycjonerów.modułowych,.opracowane. tory.mają.charakter.otwarty,.dający.możliwość.łączenia. z.układami.sterowania.większości.robotów.. dla.torów.podwieszanych.konieczny.jest.niezwykle. staranny.dobór.wszystkich.elementów.nośnych. i.prowadzących,.zwykle.poparty.obliczeniami.i.próbami.ruchowymi..z.uwagi.na.niezwykle.wysokie.koszty.i.czasochłonność. takich. badań,. w. ramach. realizowanego. projektu.zastosowano.zaawansowane.techniki.modelowania.komputerowego,.oparte.na.metodzie.elementów. skończonych.mes.[8]..pozwalają.one.na.wiarygodne. określenie.ugięć,.sił.wzdłużnych,.poprzecznych. i.momentów.zginających.już.na.etapie.projektowania.i.weryfikację.zastosowanych.rozwiązań.konstrukcyjnych. modułowy system kabin do instalacji i zabezpieczania robotów przemysłowych konfiguracja.zrobotyzowanego.stanowiska.produkcyjnego.wymaga.nie.tylko.zgromadzenia.odpowiednich. maszyn.i.wyposażenia.technologicznego,.ale.także.ich. prawidłowej. instalacji. mechanicznej,. systemu. zabezpieczeń. i. połączeń. sygnałowych. pomiędzy. poszczególnymi.urządzeniami.i.systemami..zazwyczaj.na.zrobotyzowanych.stanowiskach.instaluje.się.obok.robota. rys. 5..nowa.konstrukcja. podwieszanego.toru.jezdnego. prezentowana. podczas. międzynarodowych. targów.poznańskich fig. 5.. new. structure. of. suspension.moving.rail.at. poznań.international.fair. exposition rys. 6. schemat.opracowanej.konstrukcji.bramowej.z.podwieszanym.torem.jezdnym fig. 6. carrying.gate.with.suspension.rail 58 przegląd spawalnictwa 6/2011 różne.maszyny.i.urządzenia,.m.in..zewnętrzne.osie.robota,.układ.sterowania,.oprzyrządowanie.montażowe. obrabianych.przedmiotów,.urządzenia.technologiczne. właściwe.dla.danego.procesu,.np..spawalnicze.źródło. energii.elektrycznej.do.spawania.łukowego.oraz.inne. wyposażenie.technologiczne.i.osprzęt,.np..urządzenia. do.automatycznego.czyszczenia.uchwytów.elektrodowych,.automatyczne.nożyce.do.cięcia.drutu.elektrodowego.na.stanowiskach.zrobotyzowanych,.urządzenia. do.kalibrowania.narzędzi.itp. z. punktu. widzenia. instalacji. mechanicznej,. najważniejsze. jest. zapewnienie. sztywnego. zamocowania.robota.do.podstawy.oraz.względem.tych.maszyn. i.urządzeń.stanowiska,.które.mają.bezpośredni.wpływ. na.proces.dokładnego.i.powtarzalnego.pozycjonowania. obrabianych.obiektów.względem.narzędzia.w.kiści.robota..zadanie.to.realizowane.jest.za.pomocą.różnego. rodzaju.ram,.fundamentów,.kotew.itp..innym,.niezwykle. ważnym. czynnikiem. związanym. z. instalacją. stanowiska.zrobotyzowanego,. jest.spełnienie.wymagań.dotyczących.bezpieczeństwa..odnosi.się.to.zarówno.do.obsługi,.osób.postronnych,.jak.i.pozostałej.infrastruktury. przedsiębiorstwa..zwykle.konieczne.jest.zastosowanie. różnych. środków,. od. mechanicznych. (barier,. siatek,. blaszanych.ścian.czy.kurtyn),.poprzez.sensoryczne,.jak. systemy.aktywnych.czujników.i.barier,.a.skończywszy. na.zabezpieczeniach.programowych,.jak.np..ograniczeniu.zakresu.ruchu.ramienia.robota..całość.uzupełniają. pulpity. operatorskie. z. wyłącznikami. bezpieczeństwa,. wieże. sygnalizacji. świetlnej. itp.. ostatnim. czynnikiem. jest.zapewnienie.połączeń.sygnałowych.pomiędzy.poszczególnymi.obiektami.stanowiska,.w.tym.systemami. zabezpieczającymi.. powstaje. w. ten. sposób. złożona. sieć.połączeń,.narażona.zarówno.na.uszkodzenia.mechaniczne,.jak.i.zakłócenia.elektromagnetyczne. indywidualnie. instalowane. stanowiska. zrobotyzowane. charakteryzują. się. brakiem. jakiejkolwiek. mobilności.–.przeniesienie.w.nowe.miejsce.wymaga.powtórnego. fundamentowania. i. mocowania. ramy. oraz. pozostałych.elementów.wyposażenia. w.odniesieniu.do.robotów.małej.i.średniej.wielkości.(w.zakresie.nośności.od.ok..3.do.15.kg.i.masie. nieprzekraczającej. 300. kg),. zamiast. indywidualnie. projektowanych. stanowisk,. złożonych. z. osobno. instalowanych.komponentów,.niektórzy.producenci.proponują.gotowe.kabiny..zapewniają.one.kompleksowe. rozwiązanie. większości. potrzeb. instalacyjnych. i. zabezpieczających..nie.jest.potrzebne.wylewanie.specjalnego. fundamentu. ani. stosowanie. dodatkowych. środków.zabezpieczających..kompletnie.wyposażone. stanowisko.zamontowane.jest.wewnątrz.kabiny,.a.dostęp.do.poszczególnych.urządzeń.odbywa.się.przez. kontrolowane.czujnikami.drzwi.i.okna.serwisowe..niestety,.oferowane.rozwiązania.przyjmują.w.większości. kompaktowe.rozmiary.i.zaopatrywane.są.w.gotowe,. często. proste. systemy. załadowcze. i. pozycjonujące. obrabiane.części. najczęstszymi.mankamentami.dostępnych.na.rynku.kabin.są: –. kompaktowe.rozmiary,.dostosowane.do.możliwości. transportu.zmontowanej.kabiny.(bez.wewnętrznego. wyposażenia. technologicznego). pojedynczym. środkiem.transportu, –. możliwość. transportu. wewnątrzzakładowego. całej. kabiny.np..za.pomocą.wózka.widłowego, –. najczęściej.proste.systemy.załadowcze.i.pozycjonujące.obrabiane.części.–.w.praktyce.pozycjonery.dwustanowiskowe.o.pionowej. lub.poziomej.osi. zmiany.stanowisk.(obsługiwanej.ręcznie.lub.w.sposób.zmechanizowany),.z.nieruchomymi.lub.obracającymi.się.stołami.montażowymi.–.układy.od.1.do.3. stopni.swobody, –. montaż.jednego.lub.dwóch.robotów,.jednak.bez.stosowania. wewnętrznych. układów. lokomocji. robota. za.pośrednictwem.torów.jezdnych,. –. monolityczna.konstrukcja.–.przeważnie.brak.możliwości.rozbudowy,.a.w.przypadku.producentów.robotów.–.przystosowanie.kabin.do.robotów.własnej. produkcji,.np..abb,.panasonic.czy.motoman. nie. bez. znaczenia. są. wysokie. koszty. inwestycyjne.oferowanych.kabin..głęboko.uzasadnione.jest..zatem.wdrożenie.do.produkcji.nowej.generacji.urządzeń. krajowych,.w.pełni.funkcjonalnych.i.konkurencyjnych,. zarówno.pod.względem.ceny,.jak.i.poziomu.technicznego,.w.oparciu.o.które.możliwe.będzie.tworzenie.nowoczesnych.stanowisk.z.zakresu.robotyzacji.procesów. technologicznych..analiza.potrzeb.w.tym.zakresie.była. podstawą.podjęcia.projektu,.którego.celem.było.opracowanie.oraz.wdrożenie.do.produkcji.w.zap.robotyka. w.ostrowie.wlkp..modułowego.systemu.kabin.do.instalacji.i.zabezpieczania.robotów.przemysłowych.[6]. dla.osiągnięcia.postawionego.celu.niezbędne.było. zaprojektowanie. i. wdrożenie. takich. modułów,. aby.. w. maksymalnym. stopniu. uprościć. proces. produkcji.. i.wdrażania.kabin,.a.jednocześnie.uniknąć.ograniczeń. funkcjonalnych.dotychczasowych.konstrukcji..innowacyjność.pomysłu.polegała.na.opracowaniu.modułowego.systemu.pozwalającego.na.łatwe.dostosowanie.kabiny.do.realizowanego.zadania,.użytych.maszyn.oraz. wymaganego. poziomu. bezpieczeństwa.. przewiduje. się.zastosowanie.kabin.w.takich.procesach,.jak:.spawanie,.cięcie,.szlifowanie,.klejenie,.nakładanie.past.itp... z.użyciem.robotów.małej.i.średniej.wielkości.. konstrukcję.kabin.oparto.na.trzech.zestawach.modułów:.podłóg.montażowych,.ścian.i.osłon.oraz.układu. załadowczego,.pozwalających.na. tworzenie.różnorodnych. kabin. montażowo–zabezpieczających. zachowujących.możliwość. ich.wszechstronnego.wykorzystania. przy. zastosowaniu. niemal. dowolnego. typu. robotów.. o. małej. i. średniej. wielkości,. w. zakresie. nośności. od.. ok..3.do.20.kg.i.masie.nieprzekraczającej.300.kg.(rys..7). typoszereg. modułów. podłóg. montażowych. pozwala. na. zestawianie. różnorodnych. konfiguracji. podłóg. i. łatwe. mocowanie. poszczególnych. elementów. stanowiska:. technologicznych,. jak. robot,. pozycjoner. czy. stół. montażowy,. zabezpieczających,. w. postaci. ścian,. barierek,. kurtyn. itp.. oraz. okablowania. sygnałowego. i.zasilającego..możliwe.są.również.konfiguracje,. 59przegląd spawalnictwa 6/2011 zależne. od. liczby. użytych. modułów. podłogi. oraz.. pozostałych. komponentów. stanowiska.. montaż. modułów.ścian.i.osłon.jest.również.uproszczony.dzięki.systemowi.zaczepów.mocujących..okablowanie.sterujące.i. zasilające.znajduje.się.w.specjalnie.przygotowanych.korytach.i.zaczepach.przewodów,.włącznie.z.możliwością. centralnego.zasilania.energią.elektryczną.całej.kabiny.. pozostałe. urządzenia. technologiczne. i. osprzęt. instalowane.są.indywidualnie.wewnątrz.kabiny,.zależnie.od. konkretnych. potrzeb.. mocowanie. modułów. podłóg. do. rys. 7. model.projektowy.i.konfiguracyjny.kabiny.przy.zastosowaniu. komputerowych.narzędzi.wspomagających fig. 7. design.and.completion.model.of.robotic.working.cabin.prepared.with.computer.design.software podłoża.nie.jest.wymagane.i.zależy.od.charakteru.wykonywanych.zadań,.dynamiki.pracy.robota.itp..moduły. opierają.się.na.podłożu.w.systemie.regulowanych.podstaw,.ułatwiających.poziomowanie.stanowiska.. moduły.ścian.i.osłon.pełniące.rolę.zabezpieczenia.stanowiska.wykonywane.są.z.blach,.półprzezroczystych.ścian,.siatek,.barier.czy.kurtyn..szerokość. wszystkich.modułów.jest.stała.i.wynosi.1000.mm..wysokość.modułów.zabudowy.pełnej.wynosi.2000.mm,. natomiast.barier.i.niskiej.ścianki.1400.mm..kurtyny. w. postaci. ruchomych. zasłon. odsuwanych. w. sposób.zmechanizowany.mają.szerokość.1000.mm.do.. 2000. mm. i. wysokość. dostosowaną. do. aktualnych. potrzeb,. ale. nie. większą. niż. wysokość. zabudowy. pełnej..możliwe.jest.dowolne,.wzajemne.zestawianie. oraz.zamiana.większości.modułów.ścian.i.osłon,.np.. w.przypadku.zmiany.koncepcji.organizacyjnej.stanowiska..zabudowę.stanowiska.uzupełniają.drzwi.serwisowe.zabezpieczone.czujnikami..możliwe.też.jest. zakrywanie.kabiny.od.góry,.także.z.opcjonalnym.systemem.wyciągowym.dymów.i.pyłów.procesowych. podstawowy.moduł.układu.załadowczego.stanowi. typowy. dla. stanowisk. kabinowych. prosty. pozycjoner. dwustanowiskowy. z. nieruchomymi. stołami. montażowymi. i. ręcznym. lub. zmechanizowanym. napędem. służącym.do.zmiany.stanowisk..możliwe.jest.jego.zastąpienie. dowolnymi. układami. pozycjonerów. jedno-. i.dwustanowiskowych,.także.w.połączeniu.z.podłogowym.torem.jezdnym.robota.. opracowany.i.wdrożony.system.kabin.pozwala.na.elastyczne.konfigurowanie.różnorodnych,.w.pełni.funkcjonalnych.stanowisk.do.robotyzacji.procesów.produkcyjnych. podsumowanie przedstawione. urządzenia. powstały. na. podstawie. oryginalnych. projektów. realizowannych. przy. wykorzystaniu. nowoczesnych,. wspomaganych.komputerowo.metod.projektowania.i.modelowania,.oraz.najnowszych.układów.energoelektronicznych,.napędowych.i.sterowania..uwzględniają. literatura [1]. projekt.celowy.fsnt-not.nr.row-ii-138/2006.pn..„uruchomienie. produkcji. spawalniczego. systemu. manipulacyjnego.. z.uniwersalną,.autonomiczną.głowicą.do.spawania.obwodowego”,.2007. [2]. projekt.celowy.fsnt-not.nr.row-ii-410/2008.pn..„uruchomienie.produkcji.spawalniczego.systemu.do.zautomatyzowanego.spawania.prefabrykatów.konstrukcyjnych.typu.belka”,. 2009.. [3]. projekt.celowy.fsnt-not.nr.row.–ii-.449-.2008.pn..„uruchomienie.produkcji.modułowego.systemu.pozycjonerów.do. automatyzacji.i.robotyzacji.procesów.produkcyjnych”,.2009.. [4]. projekt.celowy.fsnt-not.nr.row-iii-032-2009.pn.. „uruchomienie.produkcji.typoszeregu.podwieszanych.torów.jezdnych.do.robotów”,.2009-2010.. potrzeby.i.możliwości.potencjalnych,.głównie.krajowych. użytkowników,. zarówno. pod. względem. ceny,.jak.i.oferowanych.możliwości..stanowią.też. dobry.przykład.transferu.innowacyjnych.projektów. i. rozwiązań. konstrukcyjnych. nowych. urządzeń. technologicznych.do.przemysłu. [5]. projekt.celowy.fsnt-not.nr.row-iii-111-2010.pn..„uruchomienie. produkcji. systemu. do. zautomatyzowanego. wycinania. otworów. i. spawania. króćców. na. powierzchniach. walcowych”,. 2010-2011. [6]. projekt.celowy.fsnt-not.nr.row-iii-124/2010.pn..„uruchomienie.produkcji.modułowego.systemu.kabin.do.instalacji.i.zabezpieczenia.robotów.przemysłowych”,.2010-2011. [7]. kolasa.a.,.golański.d.,.cegielski.p.,.oneksiak.a.:.modelowanie. numeryczne.odkształceń.w.spawanych.blachownicach.teowych.. przegląd.spawalnictwa.10/2009. [8]. golański. d.,. cegielski. p.,. kolasa.a.:.analiza. numeryczna. odkształceń. w. elementach. konstrukcyjnych. podwieszonego. toru. jezdnego..zeszyty.naukowe.pw..seria.mechanika,.z..230..warszawa.2010. ps 11 2016 www.pdf 24 przegląd  spawalnictwa vol. 88 11/2016 technologia wykonania konstrukcji osłony odzawałowej  obudowy kopalnianej – montaż i spawanie elementów  oraz kontrola osłony odzawałowej the technology of making a construction of an anti-breaking down mining support – welding and assembling elements and controlling anti-breaking down support dr hab.  inż. jacek słania, prof. p.cz  – politechnika częstochowska; mgr inż. henryk marcinkiewicz – fmg pioma sa grupa famur; mgr inż. mariusz kiełbik – fmg pioma sa grupa famur. autor korespondencyjny/corresponding author: jacek_slania@poczta.onet.pl streszczenie omówiono wymagania stawiane osłonom odzawałowym obudów kopalnianych. przedstawiono etapy montażu elementów obudowy oraz karty technologiczne montażu zgodnie z którymi montaż jest realizowany. omówiono spawanie elementów. zaprezentowano kontrolę wymiarową oraz kontrolę złączy spawanych. przedstawiono zagadnienia obróbki wiórowej niezbędnej w procesie technologicznym wytwarzania obudowy. słowa kluczowe: technologia spawania; projektowanie technologii; konstrukcja spawana abstract in the following paper specifications relating to anti-breaking mining supports were provided. successive stages of assembling the elements of support and assembly operation sheets were presented. welding of elements was described. dimensional control and welded joints control were discussed. the issues referring to machining essential in the technological process of manufacturing the support were given. keywords:  welding procedure specification; design of welding procedure; welding structure wstęp publikacja stanowi trzecią część cyklu prezentującego proces wytwarzania konstrukcji spawanej obudowy górniczej. w poprzedniej części przedstawiono zagadnienia dotyczące podgrzewania wstępnego i temperatury warstw pośrednich, uprawnień spawaczy oraz realizacji procesu spawania. omówiono proces młotkowania i wymagania dla powierzchni lica spoiny. podano wymagania dotyczące spawania, w tym przeciwdziałania występowania pęcherzy, spawania w narożach, wykonywania spoin wielowarstwowych, zakończenia ściegów. przedstawiono sposoby odprężania konstrukcji oraz warunki prowadzenia napraw wadliwych odcinków spoin. w bieżącej publikacji omówiono zagadnienia dotyczące wymagań konstrukcyjnych stawianych osłonie odzawałowej, przedstawiono montaż i spawanie elementów osłony oraz kontrolę złączy spawanych [1÷19]. osłona zmechanizowana   – informacje ogólne obudowy zmechanizowane (rys. 1) przeznaczone są do podtrzymywania i kierowania stropem w kopalniach węjacek słania, henryk marcinkiewicz, mariusz kiełbik gla kamiennego w poziomych i nachylonych wyrobiskach ścianowych, w systemie ścianowym podłużnym na pełny zawał. w kompleksach ścianowych obudowy współpracują z kombajnem ścianowym oraz przenośnikiem ścianowym zgrzebłowym. w pokładach o nachyleniu podłużnym powyżej 10° kompleks ścianowy wyposażony jest w urządzenia do stabilizacji dolnych sekcji przenośnika, korygowania przeglad welding technology review rys. 1. widok kasztu obudowy zmechanizowanej fig. 1. a view of a crib of a mechanized support 25przegląd  spawalnictwa vol. 88 11/2016 stropnic i zabezpieczenia dolnej sekcji na upadach. korygowanie położenia obudowy, zwłaszcza w ścianach nachylonych, zapewniają układy korekcji sekcji. konstrukcja obudowy zapewnia mechanizację następujących prac: – rozparcie zestawu automatycznie określoną odpornością wstępną – podtrzymanie stropu ze stałą odpornością roboczą – rabowanie zestawu obudowy, – przesuwanie sekcji za postępującym czołem ściany, – korygowanie położenia sekcji, przesuwanie przenośnika ścianowego, – podparcie stropu w części przyczołowej ściany za pomocą wysięgnika przegubowo – wysuwnego, – osłonięcie czoła ściany w celu zapewnienia bezpiecznych warunków pracy dla obsługi [20]. rys. 2. pospawany tężnik z nakładkami fig. 2. welded brace with butt straps montaż konstrukcji montaż konstrukcji osłony odbywa się etapowo z uwagi na konieczność spawania detali w odpowiedniej kolejności tak, aby możliwe było wykonanie wszystkich spoin wewnętrznych, np. przed przykryciem konstrukcji blachami poszyciowymi można było wykonać spoiny łączące tężniki (blachy główne) do blachy spodniej lub położenie spoin w miejscach trudno dostępnych. ilość etapów składania wynosi zwykle od i÷ii etapów wstępnych oraz iv ÷ vii etapów głównych w zależności od wielkości konstrukcji osłony i jej złożoności. etapy wstępne zwykle obejmują składanie i spawanie nakładek wzmacniąjacych do tężników głównych (rys. 2), prostowanie po spawaniu oraz składanie i spawanie mniejszych podzespołów konstrukcji osłony (rys. 3), które w późniejszych etapach w całości składane są do całej konstrukcji. obróbka wiórowa po składaniu i spawaniu przedostatniego etapu i po całkowitym wystygnięciu (zwykle po 24 godz.) konstrukcje osłon rozczepia się na pojedyncze sztuki. po rozczepieniu konstrukcja osłony poddawana jest ostatecznej obróbce wiórowej – wytaczaniu otworów głównych dla zapewnienia współosiowości (zwykle 0,1 mm) i rozstawów otworów zgodnie z dokumentacją konstrukcyjną (rys. 4). rys. 3. podzespół ucha cylindra fig. 3. a subassembly of an eye of cylinder rys. 4. obróbka wiórowa – wytaczanie otworów głównych fig. 4. machining – boring the main holes kontrola techniczna kontrola wymiarowa przed operacją malowania konstrukcje osłon poddawane są kontroli ostatecznej przez pracownika kontroli technicznej. kontrola techniczna polega na sprawdzeniu poprawności wykonania konstrukcji osłony zgodnie z dokumentacją techniczną pod względem zgodności wymiarowych. wymiary średnic i rozstawy otworów głównych oraz sprawdzanie funkcjonalności połączenia konstrukcji osłony z innymi elementami zestawu obudowy (montowalność ze stropnicą i stojakami) odbywa się przy pomocy sprawdzianów i szablonów kontrolnych. wyniki pomiarów wpisywane są do karty pomiarowej (rys. 5) i są archiwizowane. 26 przegląd  spawalnictwa vol. 88 11/2016 rys. 5. karta pomiarowa fig. 5. measurement chart kontrola złączy spawanych kontrola spoin odbywa się w oparciu o kartę kontroli spoin, w której podano spoiny które muszą zostać sprawdzone zgodnie z wymaganiami pn-en 5817 oraz rodzaj badań nieniszczących, który należy zastosować do badań. wszystkie spoiny bada się w 100% wizualnie (vt). spoiny, które należy zbadać innymi metodami określa karta kontroli spoin. zwykle spoiny pachwinowe bada się metodą magnetyczno – proszkową (mt) zaś spoiny czołowe bada się metodą ultradźwiękową (ut) (rys. 6 i 7). wyniki badań wpisywane są w kartę kontroli spoin i są archiwizowane. na rysunku 8 pokazano niezgodności – pęknięcia spoin wykryte za pomocą badania metodą magnetyczno – proszkową (mt). rys. 6. badanie nieniszczące spoin metodą (ut) fig. 6. non-destructive testing of welds by (ut) method rys. 7. badanie nieniszczące spoin metodą (ut) fig. 7. non-destructive testing of welds by (ut) method rys. 8. widoczne niezgodności (pęknięcia spoin) wykryte podczas badań (mt) fig. 8. visible discrepancies (cracks of welds) detected during (mt) testing proces spawania spawanie konstrukcji osłony spawanie prowadzone jest metodą mag (135) – spawanie elektrodą topliwą w osłonie gazów lub ich mieszanek. spawanie poszczególnych etapów konstrukcji osłony odbywa się ściśle wg kart technologicznych spawania (planów spawania) ogólnych i szczegółowych oraz instrukcji technologicznych spawania – wps–ów przestrzegając ściśle parametrów spawania w nich zawartych. źródłem prądu są półautomaty spawalnicze spawarki inwentorowe głównie typu kempoweld 5500w i fastmig kms 500 firmy kemppi . materiał dodatkowy dobrano wg pn-en 14341– drut elektrodowy w gatunku g4si1 (wg din 8559 – sg3). jako gaz osłonowy stosowana jest mieszanka argonu i co2. wg pnen iso 14175 skład mieszanki to: 82%argon + 18% co2. na rysunku 9 pokazano przykładową instrukcję technologiczną spawania – wps dla złącza czołowego dla spoiny v25 i k25 z pełnym przetopem. materiały spawane to stal niestopowa konstrukcyjna w gatunku s460, s420, s355 lub s235. w instrukcji określono min. rodzaj złącza, gatunek materiału podstawowego, metodę i pozycję spawania, parametry spawania oraz rodzaj materiałów dodatkowych – drutu elektrodowego i gazu osłonowego. 27przegląd  spawalnictwa vol. 88 11/2016 rys. 9. instrukcja technologiczna spawania – wps fig. 9. welding technological instruction – wps karty technologiczne oprócz technologicznych planów spawania do wykonania konstrukcji osłony stosowane są również karty technologiczne. karty te tworzone są zarówno do wykonania poszczególnych detali tzw. karty detaliczne, jak również karty montażowe do wykonania składania i spawania całej konstrukcji. karty detaliczne tworzone są dla każdego detalu osobno. w kartach technologicznych detalicznych ujęty jest proces technologiczny wykonania poszczególnego detalu od operacji cięcia termicznego (dla detali wykonanych z blach), poprzez wykonanie faz pod spoiny, szlifowanie, prostowanie, gięcie itp., aż do operacji śrutowania, która zwykle jest ostatnią operacją dla wykonania detalu przed operacją składania. w kartach technologicznych detali wymagających obróbki mechanicznej po operacji śrutowania zawarte są ponadto operacje obróbki wiórowej takie jak: wiercenie otworów, frezowanie czy toczenie. montażowe karty technologiczne zawierają szczegółowy opis procesu technologicznego składania i spawania wszystkich operacji: – ślusarskich – z podaniem ilości etapów składania, numerów pozycji detali wg wykazu konstrukcyjnego i rysunku, kolejności składania detali w poszczególnych etapach, ilości detali oraz symboli przyrządów montażowych potrzebnych do danego etapu składania, – spawalniczych – z podaniem długości spoin dla poszczególnych etapów, – operacje obróbki mechanicznej z opisem zakresu jej wykonania, – szlifowania wykańczającego – śrutowania, – malowania. w kartach technologicznych detalicznych jak i montażowych ujęte są również zadane czasy do wykonania poszczególnych operacji. czasy te składają się z czasu przygotowawczo – zakończeniowego (tpz.) i czasu jednostkowego (tj.). ponadto karty technologiczne określają stanowisko robocze dla wykonania każdej operacji oraz zawierają operacje kontroli technicznej umieszczone po każdej operacji. na rysunku 10 przedstawiono przykładową kartę technologiczną montażu wykonania konstrukcji osłony. rys. 10. karta technologiczna montażu fig. 10. an assembly operation sheet podsumowanie proces wytwórczy konstrukcji spawanych prowadzony w zakładzie produkcyjnym musi przebiegać zgodnie z wytycznymi i procedurami jakościowymi wdrożonymi w zakładzie. w zakresie spawania zakład wykonujący odpowiedzialne konstrukcje spawane musi udokumentować swoje kwalifikacje poprzez posiadanie certyfikatu wdrożenia pn–en iso 3834–2 „wymagania jakości dotyczące spawania materiałów metalowych. część 2: pełne wymagania jakości”, świadectwa kwalifikacyjnego dla i grupy zakładów dużych wg pn – m69009 lub dużego świadectwa wg din 18800 cz.7, a także posiadać wdrożony system zarządzania jakością zgodny z wymaganiami normy pn–en iso 9001:2009. reguły wykonania, kryteria akceptacji itp. zawarte w normach i dokumentach związanych z wyrobem ułatwiają opracowanie dokumentów opisujących standardowe warunki wykonania, które powinny być zapewnione przez wytwórcę. procesy spawania wykonywane w zakładzie ze względu na swój specjalny charakter powinny być realizowane przez kompetentny i wykwalifikowany personel spawalniczy. zakład wykonujący procesy spawalnicze odpowiedzialnych wyrobów powinien dysponować wystarczającym i kompetentnym personelem do planowania, wykonywania i nadzorowania produkcji spawalniczej oraz powinien posiadać wykwalifikowany personel badań nieniszczących. 28 przegląd  spawalnictwa vol. 88 11/2016 literatura [1] słania j., marcinkiewicz h., kiełbik m.: plan spawania elementu obudowy kopalnianej – osłony odzawałowej. przegląd spawalnictwa 2012, nr 2, str. 6 16. [2] j. słania, p. urbańczyk: technologia oraz plan spawania gazoszczelnych ścian rurowych kotła pyłowego wg normy pn – en 12952-5 . przegląd spawalnictwa, 2009, nr 12, st r. 19 – 27. [3] słania j.: technologia spawania płyty wsporczej pojazdu gąsienicowego – dobór parametrów i obliczanie kosztów spawania. biuletyn instytutu spawalnictwa, 2010, nr 2, st r. 52 56. [4] słania j.: plan technologiczny spawania płyty gąsienicowej. przegląd spawalnictwa, 2010, nr 3, st r. 16 – 25. [5] słania j., kaczor t.: plan spawania zbiornika ciśnieniowego. przegląd spawalnictwa, 2010, nr 4, str. 9 – 18. [6] słania j., kwiecień l., jarosiński j.: plan spawania kotłów płomienicowo płomieniówkowych. przegląd spawalnictwa, 2010, nr 6, st r. 32 – 40. [7] słania j., skóra j.: plan spawania wymiennika ciepła chłodzonego powietrzem. przegląd spawalnictwa 2011, nr 2, st r. 16-22. [8] słania j.: plan spawania carg płaszcza pieca obrotowego. przegląd spawalnictwa 2011, nr 2, st r. 36-41. [9] słania j., wodecki d.: plan spawania belki poprzecznej dźwigu. przegląd spawalnictwa 2011, nr 2, st r. 30-35. [10] słania j.: istota planów spawania. przegląd spawalnictwa 2011, nr 2, st r. 3-9. [11] słania j.: plan spawania napraw bieżących kotłów parowych, wodnych i stałych zbiorników ciśnieniowych. przegląd spawalnictwa 2011, nr 2, st r. 22-30. [12] słania j., chomiuk s., dadak r.: plan spawania dla konstrukcji uzupełniającej trawresy. przegląd spawalnictwa 2012, nr 2, st r. 3 6. [13] słania j., fryc h.: spawanie pojazdów szynowych plany spawania. przegląd spawalnictwa 2012, nr 2, st r. 16 20. [14] słania j.: plan spawania stalowej kładki dla pieszych i. przegląd spawalnictwa 2012, nr 2, str. 20 24. [15] słania j.: plan spawania stalowej kładki dla pieszych ii. przegląd spawalnictwa 2012, nr 2, str. 24 26. [16] słania j., urbańczyk p.: technologia wytwarzania oraz plan kontroli jakości przegrzewacza pary kotła parowego wg pn-en 12952-5. przegląd spawalnictwa 2012, nr 5, st r. 29 41. [17] chromik d., słania j.: plan spawania ciśnieniowego zespołu rurowego. przegląd spawalnictwa 2012, nr 11, str. 29 32. [18] balcerzak m., słania j.: spawanie zbiornika bezciśnieniowego do magazynowania oleju opałowego. przegląd spawalnictwa 2012, nr 11, str. 33 38. [19] słania j.: usuwanie odkształceń spawalniczych. przegląd spawalnictwa 2012, nr 2, str. 24 26. [20] wiadomości górnicze numer specjalny: obudowy zmechanizowane, katowice 2006, [21] pn-en iso 17637:2011, badania nieniszczące złączy spawanych. badania wizualne złączy spawanych [22] pn-en iso 17638:2010, badanie nieniszczące spoin. badanie magnetyczno-proszkowe [23] pn-en 1714:2002/a2:2005, badania nieniszczące złączy spawanych. badanie ultradźwiękowe złączy spawanych [24] pn-en 12062, badanie nieniszczące złączy spawanych. zasady ogólne dotyczące metali. ps 10 2015 www.pdf 42 przegląd spawalnictwa vol. 87 10/2015 analiza konstrukcji i opracowanie geometrii narzędzi do zgrzewania złączy ze stopów metali metodą fsw analysis of tool structure and development of tool geometry for joining metallic alloys using fsw methods dr inż. kwiryn wojsyk, adiunkt pcz; dr inż. krzysztof kudła – politechnika częstochowska. autor korespondencyjny/corresponding author: kwiryn@gmail.com streszczenie dotychczasowe badania nad geometrią tzn. kształtem pól poprzecznych oraz pobocznic i opór narzędzi do zgrzewania fsw/fssw (fsw-friction stir welding, fssw – friction stir spot welding) przebiegają zazwyczaj metodą prób i błędów oraz idei wynikłych z różnego rodzaju przypadków badawczych. niniejszy artykuł może być podstawą matematycznego uporządkowania typoszeregów narzędzi przeznaczonych do zgrzewania materiałów o różnych właściwościach mechanicznych a szczególnie plastyczności. słowa kluczowe: złącza spawane, kruche pękanie, niezgodności złączy spawanych abstract the vast majority of research into fsw/fssw welding tool geometry i.e. the shape of pin and shoulder in horizontal and vertical planes is based on trial and error approach and ideas derived from different case studies. this work may be the basis for mathematical classification of the geometries of tools that are used for joining materials of different mechanical properties, in particular plasticity. keywords: friction stir welding, friction stir spot welding, process parameters, tools wstęp narzędzia wykorzystywane w metodach zgrzewania tarciowego z mieszaniem metali: liniowego (fsw) i punktowego (fssw) muszą być przystosowane do pracy w stałych środowiskach metalicznych, a więc pokonywać siłami nacisku i tarcia opór postaciowy litych materiałów łączonych. ekstremalnie trudne warunki ich eksploatacji wymuszają stosowanie na ich konstrukcje specjalnych materiałów, charakteryzujących się wieloma niezbędnymi cechami: – niewielkimi zmianami właściwości (twardości, struktury, ścieralności itp.) oraz kształtu w wysokich temperaturach, – niską cieplną rozszerzalnością liniową i objętościową, – niezmiennością współczynnika tarcia w szerokim zakresie stosowanych prędkości i uzyskiwanych temperatur, – odpornością na pęknięcia i wykruszenia powierzchniowe, – odpornością na powierzchniowe naciski miejscowe, – niewielką wrażliwością na obecność naprężeń przemiennych: rozciągających i ściskających pochodzących od zginania obrotowego, – możliwością swobodnego kształtowania objętości i powierzchni, – znaczną trwałością eksploatacyjną i dostępnością cenową. wybór narzędziowych grup materiałowych na narzędzia fsw/fssw jest zatem ograniczony i opiera się głównie na stopach wysokowytrzymałych i trudnotopliwych metali takich jak: wolfram, ren, kobalt, tytan, iryd, nikiel lub na materiałach ceramicznych: pcbn, wc i kompozytowych [1÷4]. kwiryn wojsyk, krzysztof kudła wynikająca z potrzeb technologicznych konstrukcja tych narzędzi oparta jest oczywiście na ich nieograniczonej lub ograniczonej osiowej symetrii obrotowej. narzędzia mogą być lite bądź dzielone a te ostatnie mogą zawierać składowe segmenty stałe lub elementy wzajemnie ruchome. narzędzia mogą być również chłodzone naturalnie lub w sposób wymuszony. konstrukcja narzędzi fsw/fssw oparta jest zawsze na współdziałaniu aktywnej części roboczej – zagłębiającej się w materiał i części pasywnej (opory) uniemożliwiającej jego wypłynięcie poza tworzącej się zgrzeinę. powierzchnia czołowa opory jest czasem profilowana i wtedy spełnia rolę aktywną (rys.1). część aktywna (trzpień) w najprostszej wersji jest stożkiem ściętym o różnych kątach tworzącej, wysokości i średnicach podstaw [6]. trzpienie o bardziej skomplikowanej geometrii charakteryzują się zbliżonymi do gwintowych nacięciami na tworzącej stożka często połączonymi rowkami[7]. konstruuje się również narzędzia beztrzpieniowe [8]. rys. 1. faktury wieńca opory [5] fig. 1. texture of the resistance ring. 43przegląd spawalnictwa vol. 87  10/2015 nacięcia i rowki są liniowe lub krzywoliniowe, które najczęściej mają kształt rozwijających się helis, co ułatwia poziomy i pionowy transport mieszanych metalu. kształt trzpienia może być bryłą o nieskończonej liczbie symetrii (walca lub stożka ściętego o kołowej podstawie) lub stanowić bryły oparte na którymś z prawidłowych ostrosłupów lub graniastosłupów ściętych. należy jedynie ich ścianki uwypuklić promieniami o długości boku dla ostrosłupa o podstawie trójkąta równobocznego lub promieniem o długości największej przekątnej w przypadku pozostałych wielokątów podstawy. można tu wykorzystać zasadę, że okrąg nie jest jedyną krzywą obejmującą pole o stałej szerokości (w przypadku koła jest to średnica). krzywe oparte na wielokątach foremnych o nieparzystej liczbie boków mają podobne właściwości co okrąg tzn. tworzą pole o jednakowej szerokości, przy czym nie jest ona średnicą (rys.2). konstrukcja trzpieni oparta na wielokątach foremnych umożliwia uzyskanie różnych kątów natarcia w płaszczyźnie równoległej do powierzchni elementów podczas wnikania i obrotu narzędzia w zgrzewane materiały. istotne jest to że w przeciwieństwie do trzpieni stożkowych możliwe jest dostosowywanie kształtu narzędzi do właściwości sprężysto plastycznych łączonych materiałów poprzez „rozwibrowywanie” przyległych do powstającego otworu stref zgrzeiny. efekt ten jest osiągany przy znacznej wytrzymałości narzędzia. zastosowanie typoszeregu narzędzi opartych na trójkącie, pięcio-, siedmio-, dziewięciokącie itd. (rys.3) pozwolą na optymalizację poziomego transportu metalu, przy zastosowaniu pełnej nośności stosowanych narzędzi. transport pionowy uplastycznionego materiału regulować można kształtem naciętego rowka (np. gwintu) oraz parametrami procesu [9]. zastosowanie różnych podstaw ostrosłupów o krzywoliniowym zarysie nie wyklucza trzpieni narzędzi o pobocznicach wklęsłych, płaskich lub wypukłych (rys.5). intensywność mieszania promieniowego metalu można wyrazić wzorem (1), której zmiany w zależności od kształtu trzpienia o budowie opartej na wielokątach uwypuklonych przedstawia rysunek 4. rys. 2. widok podstawy trzpienia opartej na uwypuklonym ostrosłupie foremnym o podstawie trójkąta. r1 – najmniejszy promień krzywizny pobocznicy równy grubości narzędzia, r2 – promień okręgu opisanego na minimalnym przekroju narzędzia, r – amplituda ruchów poziomych mieszanego metalu. fig. 2. view of tool base on pyramid shape rys. 3. widok podstaw trzpieni opartych na uwypuklonych wielokątach foremnych o nieparzystej liczbie boków fig. 3. view of tool base 1) r % , m % liczba wierzchołków n m% r% 72% 88% 95% 98% 3 5 7 9 28% 12% 5% 2% 100% 80% 60% 40% 20% 0% rys. 4. intensywność m% promieniowego mieszania metalu fig. 4. the intensity m% of radial stiring in metal rys. 5. narzędzie do zgrzewania fsw/fssw z hiperboloidalną pobocznicą trzpienia fig. 5. tool for friction welding with hyperboloid shape rys. 6. fazy zanurzenia narzędzia o wklęsłej pobocznicy trzpienia oraz tworzenie niezgodności wewnętrznych w złączu zgrzewanym fsw fig. 6. tool penetration phase with concave shape and generation of imperfections in fsw welded joints [%] 44 przegląd spawalnictwa vol. 87 10/2015 podobnie kształtować można pobocznice profilowe (z nacięciami na pobocznicy), które w najprostszych przypadkach mają krzywiznę zerową, lecz mogą być również wklęsłe lub wypukłe. poprzeczne nacięcia na pobocznicach mogą mieć różne kształty i zarysy ich wrębów, jak również wznosić się pod różwnioski konstrukcje narzędzi do zgrzewania fsw można opisać na zasadach ograniczonej symetrii osiowej wykorzystując zróżnicowanie uplastyczniania łączonych materiałów podczas zgrzewania. oparcie budowy narzędzi na podstawie szeregu wielokątów foremnych o nieparzystej liczby boków umożliwia dostosowanie ich konstrukcji do plastyczności metali łączonych bez osłabiania przekroju poprzecznego narzędzi rowkami do transportu metali. opisane konstrukcje narzędzi eliminują powstawanie tzw. martwych stref mieszania, a więc doprowadzą najprawdopodobniej do tworzenia złączy zgrzewanych o wysokich cechach eksploatacyjnych. literatura [1] matt collier, russell steel, tracy nelson, carl sorenen i scott packer: grade development of polycrystalline cubic boron nitride for friction stir processing of ferrous alloys. materials science forum, 2003, vol. 426-432, str. 3011-3016. [2] huijie liu, li zhou, yongxian huang, qiwei liu: study of the key issues of friction stir welding of titanium alloy. thermec, 2009. [3] murray w. mahoney, christian fuller, william h. bingel, michael calabrese: friction stir processing of cast nial bronze. materials science forum, vol. 539 – 543 (2007), str. 3721-3726. [4] r. rai, a. de, h. k. d. h. bhadeshia, t. debroy: review: friction stir welding tools. science and technology of welding and joining, 2011, vol. 16, str. 325-342. [5] rajiv s. mishra, murray w. mahoney: friction stir welding and processing. asme international, 2007, str. 1-37. [6] pietras a.,węglowska a.,miara d.:wpływ warunków zgrzewania fsw na proces tworzenia złącza z materiałów różniących się właściwościami fizycznymi .przegląd spawalnictwa 11/2013 str. 48-57. [7] kalemba j.,dymek s.:mikrostruktura i właściwości połączeń stopów aluminium wykonanych metodą zgrzewania tarciowego z mieszaniem materiału zgrzeiny. przegląd spawalnictwa 7/2011 str. 45-50. [8] pietras a.,węglowska a.,rams b.,węglowski m.:nowa technologia zgrzewania tarciowego rury z pokrywą.przegląd śpawalnictwa 11/2011 str. 29-36. [9] kalemba j.,miara d.,kopyściański m.,krasnowski k.:charakterystyka złączy stopów aluminium serii 5xxx i7xxx wykonanych metodą zgrzewania tarciwoego z mieszaniem materiału. przegląd spawalnictwa 2/2015 str. 30-36. [10] kudła k. wojsyk k. kucharczyk z.: properties of overlap joints welded by the friction stir welding method. metal forming vol.24 nr 3, str. 179-191. [11] kudła k. wojsyk k. adamus k: the properties of spot-welded joints produced by the fssw and rfssw methods. metal forming vol. 24 nr 3, str. 193-203 [12] wojsyk k.: raport. nt. analiza możliwości łączenia elementów cienkościennych za pomocą zgrzewania tarciowego z przemieszaniem fsw złączy doczołowych. zadanie badawcze 15: niekonwencjonalne technologie łączenia elementów konstrukcji lotniczych (niepublikowany). nymi kątami do osi trzpienia i zmieniać stopnie zagęszczenia. z dotychczasowych badań [10÷12], przeprowadzonych w zakładzie spawalnictwa p.cz., wynika, że trzpienie o wklęsłej pobocznicy mogą tworzyć zgrzeiny zawierające w swej objętości pustki gazowe (rys. 6). ps 3 2018 www 1 21przegląd  spawalnictwa vol. 90 3/2018 wysokowydajne drążenie elektroerozyjne małych  otworów w kompozytach metaliczno-ceramicznych high-performance electrical discharge machining of small hole in metallic ceramic composites mgr inż. łukasz sosinowski; dr hab. inż. marek rozenek, prof. pw – politechnika warszawska. autor korespondencyjny/corresponding author: lukasz.sosinowski@wp.pl streszczenie w artykule przedstawiono wyniki badań wpływu materiału elektrody roboczej na wysokowydajną obróbkę elektroerozyjną. w badaniach uwzględniono dwa czynniki wejściowe: czas impulsu ton oraz zmianę ciśnienia dielektryka p, przy ustalonych pozostałych parametrach obróbki edm. obrabiano materiał kompozytowy sic-ni o zawartości 20% węglika krzemu, elektrodami rurkowymi jednokanałowymi i wielokanałowymi wykonanymi z mosiądzu i miedzi. uzyskano wyniki liczbowe szeregu parametrów charakteryzujących powierzchnię obrobioną, które pozwoliły na sformułowanie wniosków dotyczących obróbki tego materiału. słowa kluczowe: drążenie elektroerozyjne; elektrody rurkowe; materiały kompozytowe; struktura geometryczna powierzchni abstract the paper presents the result of the influence of the working electrode material on high performance electrical discharge machining. in the studies been taken into account two input factors: impulse time ton and pressure change of the dielectric p, at the fixed others parameters of electrical discharge machining. composite material sic-ni with 20% silicon carbide, single-channel and multi-channel tubular electrodes made of brass and copper were machined. getting the numerical results of parameters characterizing the machined surface, which allowed us to formulate proposals for the machining of these materials. keywords:  electrical discharge machining; tubular electrodes; composite materials; geometric structure of surface wprowadzenie w obróbce elektroerozyjnej (edm) naddatek jest usuwany z przedmiotu obrabianego w wyniku zjawisk towarzyszącym wyładowaniom elektrycznym (wydzielanie ciepła, wzrost temperatury, parowanie, topienie i rozrywanie materiału) w obszarze między przedmiotem obrabianym a elektrodą roboczą. szczelina międzyelektrodowa wypełniona jest cieczą dielektryczną, której zadaniem jest m.in. usunięcie produktów erozji z przestrzeni międzyelektrodowej. twardość materiału obrabianego nie wpływa na przebieg procesu, a siły występujące między narzędziem a materiałem są znikome. w związku z tym, obróbka elektroerozyjna jest racjonalną alternatywą przy kształtowaniu elementów wykonanych z materiałów trudno obrabialnych klasycznymi metodami tj.: utwardzona stal, węgliki, stopy o wysokiej wytrzymałości, super twarde materiały przewodzące prąd elektryczny (np. materiały kompozytowe na osnowie metalicznej, ceramika) [1÷3]. obróbka ta umożliwia także drążenie głębokich otworów, gdzie stosunek średnicy do głębokości jest znacznie mniejszy niż 1:10. podczas wiercenia elektroerozyjnego elektroda robocza pełni funkcję wiertła, wykonując ruch posuwowy oraz obrotowy. do mikrowiercenia metodą łukasz sosinowski, marek rozenek przeglad welding technology review elektroerozyjną stosowane są elektrody rurkowe (dielektryk jest dostarczany poprzez otwór) [4]. podczas wiercenia elektroerozyjnego elektrodą w kształcie rurki, zużycie występuje na długości (tzn. następuje skrócenie elektrody) oraz ścianach bocznych [5,6]. w wyniku takiego zużycia elektrody roboczej wywiercony otwór ma kształt stożka. wysokie zużycie elektrody ma wpływ także a stabilność, dokładność oraz wydajność procesu. możliwość wiercenia głębokich otworów jest ograniczona jedynie przez gromadzenie na dnie otworu produktów obróbki, co powoduje nieprawidłowe wyładowania, szczególnie gdy otwór jest wiercony głęboko. również powstające podczas procesu pęcherzyki gazowe, blokujące wpłynięcie dielektryka do obszaru obróbki, mogą ograniczać smukłość otworu [7,8]. jednak w przypadku wiercenia głębokich mikrootworów w metalu, mikrowiercenie elektroerozyjne stanowi jedną z najbardziej efektywnych metod. w przypadku mikroobróbki elektroerozyjnej możliwe jest uzyskanie mikrokształtów z wysoką dokładnością (mniejszą niż 5 µm) i dobrą jakością powierzchni (z chropowatością ra mniejszą niż 0,1 µm). wykonane otwory, przy zastosowaniu mikrowiercenia elektroerozyjnego, 22 przegląd  spawalnictwa vol. 90 3/2018 mają regularny kształt oraz wysoką dokładność powierzchni bez zadziorów. jednak parametry obróbki zapewniające powyższe wskaźniki technologiczne, przyczyniają się do niskiej wydajności procesu i znacznego zużycia narzędzia [9]. do nowoczesnych spiekanych materiałów narzędziowych, o szybko rosnącym znaczeniu w technologii obróbki skrawaniem należą cermetale narzędziowe. cermetale to materiały kompozytowe spiekane z materiałów ceramicznych i metalowych. metal jest zwykle spoiwem dla tlenków, borków lub węglików. używane metale to zwykle nikiel, molibden i kobalt. cermetale, podobnie jak inne spiekane materiały narzędziowe, np. węgliki spiekane, wytwarzane są metodą metalurgii proszków. formowanie jest najczęściej przeprowadzane przez jednoosiowe prasowanie, natomiast spiekanie, zależnie od składu chemicznego, przebiega w temperaturze 1400÷1550 °c (z udziałem fazy ciekłej) w piecu próżniowym. w celu polepszenia własności (zmniejszenia porowatości spieku) stosowane jest izostatyczne spiekanie na gorąco hip (ang. hot.isostatic.pressing). dla spiekanych cermetali narzędziowych typową jest struktura rdzeniowo-płaszczowa będąca nośnikiem twardości, powodująca, że cermetale są niewrażliwe na rozrost ziaren podczas spiekania, uzyskując w efekcie drobnoziarnistą strukturę [1]. struktura geometryczna powierzchni jest jednym z ważniejszych czynników decydujących, o jakości uzyskiwanych wyrobów. wpływa na własności eksploatacyjne elementów maszyn wyrażone m.in. przez warunki tarcia na powierzchniach stykowych, naprężenia stykowe, wytrzymałość zmę czeniową, odporność na korozję, szczelność połączeń, powierzchniowe promieniowanie cieplne czy własności magnetyczne. strukturę geometryczną powierzchni (sgp) określa się zbiorem wszystkich nierówności, powstałych w wyniku procesów obróbki i zużycia materiału. przyjmuje się podział (sgp) na składowe: chropowatość powierzchni, falistość powierzchni i odchyłki kształtu. podział ten oparty jest na proporcjach wysokości i długości fali nierówności. pierwsza składowa jest uznawana za jeden z najistotniejszych wyróżników stanu warstwy wierzchniej (ww). czynnik ten wpływa na przebieg podstawowych zjawisk tribologicznych elementów współpracujących węzła kinematycznego [10÷12]. metodyka badań doświadczalnych do badań wytypowano materiał kompozytowy (sic-ni) o zawartości 20% węglika krzemu. próbki przed badaniami zostały wyszlifowane, a następnie za pomocą specjalnych uchwytów połączone ze sobą w pakiet. próby wiercenia elektroerozyjnego wybranego materiału zostały przeprowadzone w zakładzie obróbek wykańczających i erozyjnych politechniki warszawskiej. wykonano je na drążarce elektroerozyjnej charmilles drill 20, widocznej na rysunku 1. badania przeprowadzono z użyciem elektrod rurkowych (jedno i wielokanałowych), wykonanych z mosiądzu i miedzi, o średnicy zewnętrznej równej 1 mm. jako dielektryk zastosowano wodę dejonizowaną, która była dostarczana do obszaru obróbki przez kanały w elektrodzie roboczej (rys. 2). w badaniach uwzględniono dwa czynniki wejściowe, których wartości były zmienne w następujących przedziałach: • ton – czas impulsu (19÷99 µs), • p – ciśnienie dielektryka (1÷8 bar). przyjęto następujące czynniki wyjściowe: • liniowe zużycie elektrody roboczej (ze), • czas drążenia (td), • średnica wydrążonych otworów (d), • chropowatość powierzchni wydrążonych otworów (ra). w celu obliczenia czynników wyjściowych zmierzono: długość elektrody roboczej przed obróbką (hp) oraz długość elektrody roboczej po obróbce (hk). liniowe zużycie elektrody roboczej (ze) obliczono wg poniższego wzoru: ze=hp-hk (1) gdzie: hp – długość elektrody roboczej przed obróbką; hk – długość elektrody roboczej po obróbce. natomiast przyjętymi czynnikami stałymi, były: • materiały obrabiane (materiał kompozytowy wc-ni o zawartości 20% wc), • wysokość materiału obrabianego hm = 40 mm, • elektrody rurkowe przelotowe o średnicach zewnętrznych de = 1 mm (jedno i wielokanałowe, z mosiądzu i miedzi) • dielektryk (woda dejonizowana), • amplituda natężenia prądu i (12÷14 a), • napięcie wyładowania u (40÷45 v). rys. 1. drążarka elektroerozyjne drill 20 firmy charmilles fig. 1. hole drilling edm drill 20 – charmilles company rys.  2.  a) schemat przedstawiający drążenie elektroerozyjne z dostarczaniem dielektryka poprzez kanał w elektrodzie roboczej, b) przekrój elektrody roboczej jednokanałowej fig. 2. a) diagram showing the electrical discharge machining with dielectric supply through the channel in the working electrode, b) cross-section of the single-channel working electrode a) b) wpływ dielektryka obrót elektrody  roboczej materiał  obrabiany kanał elektroda  robocza 23przegląd  spawalnictwa vol. 90 3/2018 w tablicy i przedstawiono parametry obróbki, z jakimi były realizowane badania. pomiary chropowatości oraz średnicy wydrążonych otworów wykonano na profilometrze talysurf 10. analiza wyników analizując wyniki badań wpływu czasu impulsu ton na chropowatość powierzchni (rys. 3), można stwierdzić, że dla wszy stkich elektrod roboczych wraz ze wzrostem czasu impulsu ton wzrasta chropowatość powierzchni. najkorzystniejsze wyniki osiąga się dla czasów impulsu ton w przedziale od 19 µs do 59 µs. widać także, że zmiana materiału i kształtu kanału doprowadzającego dielektryk przez elektrodę roboczą wpływa na chropowatość zarówno przy zmianie czasu trwania impulsu ton, jak i zmianie ciśnienia roboczego p. analizując wykres wpływu ciśnienia roboczego p na chropowatość powierzchni (rys. 4) możemy także zauważyć, iż wraz ze wzrostem ciśnienia chropowatość obrabianej powierzchni maleje. na podstawie analizy wpływu czasu impulsu ton na średnice drążonego otworu d (rys. 5) można stwierdzić, że dla wszystkich elektrod roboczych wraz ze wzrostem czasu impulsu ton wzrasta średnica drążonego otworu d. tak samo jak w poprzednim przypadku, zmiana materiału elektrody ma istotny wpływ na średnice drążonego otworu d, zarówno przy zmianie czasu impulsu ton, jak i ciśnienia roboczego p. patrząc na zależność średnicy drążonego otworu d od ciśnienia roboczego p (rys. 6) widać, iż przy wzroście ciśnienia roboczego p średnice drążonych otworów d maleją. rys. 3. zależność parametru chropowatości ra od czasu impulsu ton fig. 3. dependence of the surface roughness parameter ra from the impulse time ton rys. 4. zależność parametru chropowatości ra od ciśnienia dielektryka p fig. 4. dependence of the surface roughness parameter ra from the dielectric pressure p rys. 5. zależność średnicy drążonego otworu d [mm] od czasu impulsu ton fig. 5. dependence of the drilling hole diameter d [mm] from the impulse time ton rys. 6. zależność średnicy drążonego otworu d [mm] od ciśnienia dielektryka p fig. 6. dependence of the drilling hole diameter d [mm] from the dielectric pressure p tablica i. parametry obróbki zastosowane w badaniach table i. the machining parameters used in the study parametry wejściowe czas impulsu ton w przedziale 19÷99 µs ciśnienie dielektryka p 1÷8 bar parametry wejściowe ustalone napięcie wyładowania u 40÷45 v amplituda natężenia prądu i 12÷14 a parametry wyjściowe zużycie elektrody ze czas drążenia td średnica wydrążonych otworów d chropowatość powierzchni ra obserwując wpływ czasu impulsu ton na zużycie elektrody ze (rys. 7), można zaobserwować, że największy wpływ na zużycie elektrody ma jej rodzaj, natomiast czas impulsu ton w pewnym stabilnym zakresie od 29 µs do 89 µs jest znikomy. należy jednak zauważyć, że poza tym zakresem następuje gwałtowny wzrost zużycia elektrody ze. na podstawie zależności zużycia elektrody ze od ciśnienia roboczego p (rys. 8) widać, że w przedziale od 1 do 5 barów wraz ze wzrostem ciśnienia roboczego p wzrasta zużycie elektrody ze. 24 przegląd  spawalnictwa vol. 90 3/2018 podsumowanie  na podstawie przeprowadzonych badań wpływu czasu impulsu ton oraz ciśnienia dielektryka p na chropowatość powierzchni, średnicę drążonych otworów d, czas drążenia td oraz zużycie elektrody ze, można sformułować następujące wnioski: • wraz ze wzrostem czasu impulsu ton wzrasta chropowatość powierzchni; • przy wzroście ciśnienia roboczego p chropowatość obrabianej powierzchni maleje; • gdy wzrasta czas impulsu ton, średnica drążonych otworów d także wzrasta; • przy wzroście ciśnienia roboczego p średnice drążonych otworów d maleją; • w pewnym stabilnym zakresie od 29 µs do 89 µs czas impulsu ton nie wpływa na zużycie elektrody ze, natomiast poza tym zakresem zużycie elektrody ze gwałtownie wzrasta; • w przedziale od 1 do 5 bar wraz ze wzrostem ciśnienia roboczego p wzrasta zużycie elektrody ze; • gdy rośnie czas impulsu ton to skraca się czas drążenia td; • kiedy czas przerwy między impulsami tp jest większy bądź równy czasowi impulsu ton, zużycie elektrody ze gwałtownie wzrasta; • wraz ze wzrostem czasu przerwy tp wzrasta czas drążenia td; • zużycie elektrody ze rośnie, gdy zwiększa się czas przerwy tp. analizując wyniki badań wpływu czasu impulsu ton na czas drążenia td (rys. 9), można stwierdzić, że dla czasu impulsu ton wyższego niż 49 µs wraz ze wzrostem czasu impulsu ton skraca się czas drążenia td. najkorzystniejszy wynik osiąga się dla czasu impulsu ton równego 39 µs. patrząc natomiast na zależność czasu drążenia td od ciśnienia roboczego p (rys. 10), można zauważyć, że najkrótszy czas drążenia td osiągnięty jest przy ciśnieniu roboczym równym 4 bary. rys. 7. zależność zużycia elektrody roboczej ze od czasu impulsu ton fig. 7. dependence of the working electrode wear ze from the impulse time ton rys. 8.  zależność zużycia elektrody roboczej ze od ciśnienia dielektryka p fig. 8. dependence of the working electrode wear ze from the dielectric pressure p rys. 9. zależność czasu drążenia td od czasu impulsu ton fig. 9. dependence of the drilling time td from the impulse time ton rys. 10. zależność czasu drążenia td od ciśnienia dielektryka p fig. 10. dependence of the drilling time td from the dielectric pressure p z uzyskanych wyników badań wynika, że zastosowanie miedzi (w stosunku do mosiądzu), jako materiału na elektrody robocze powoduje wzrost: chropowatości powierzchni obrobionej oraz rozbicia bocznego (średnicy) otrzymywanego otworu. jednakże zastosowanie miedzi, jako elektrody daje pozytywne skutki obróbki w postaci skrócenia czasu drążenia i zużycia elektrody roboczej. 25przegląd  spawalnictwa vol. 90 3/2018 literatura [1] dobrzański l., matula g.: podstawy metalurgii proszków i materiały spiekane, open access library, vol.8 (14), 2012. [2] świercz r., oniszczuk-świercz d.: wpływ parametrów obróbki elektroerozyjnej na właściwości użytkowe stali o wysokiej przewodności cieplnej, mechanik nr 1, s. 29-34, 2015. [3] świercz r., oniszczuk-świercz d.: obróbka elektroerozyjna – badanie impulsów elektrycznych napięcia i natężenia prądu, mechanik nr 2, s. 112113, 2017. [4] el-hofy h.: advanced machining process. nontraditional and hybirid machining process, alexandria university, egypt, 2005. [5] spadło s., dudek d.: badania dokładności geometrycznej otworów drążonych metodą edm, mechanik nr 12, s. 23-28, 2015. [6] spadło s., dudek d.: badania wpływu przepłukiwania szczeliny roboczej na efekty obróbki elektroerozyjnej (edm), mechanik nr 1, s. 77-79, 2017. [7] pham d.t., ivanov a., bigot s., popov k., dimov s.: an investigation of tube and rod electrode wear in micr edm drilling, international journal of advanced manufacturing technology, volume: 3, issue: 1-2, pp. 103-109, may 2007. [8] jiazhong l., guoqiang y., cong w., xuejie g., zuyuan y.: prediction of aspect ratio of micro hole drilled by edm, journal of mechanical science and technology 27 (1), pp. 185-190, 2013. [9] jahan m.p., rahman m., wongb y.s.: a review on the conventional and microelectrodischarge machining of tungsten carbide, international journal of machine tools & manufacture 51, pp. 837-858, 2011. [10] świercz r., oniszczuk-świercz d.: experimental investigation of surface layer properties of high thermal conductivity tool steel after electrical discharge machining, metals, vol. 12, 2017. [11] piekarski r., zawora j.: analiza porównawcza struktur geometrycznych powierzchni (sgp) po procesie kulowania stali 42crmo4 ze strukturą odniesienia żelaza armco, przegląd spawalnictwa vol. 83 (3), s. 32-37, 2016. [12] chmielewski t., golański d.: modelowanie numeryczne naprężeń własnych w złączach al2o3-ti oraz al2o3-(ti+al2o3) formowanych podczas natryskiwania detonacyjnego, przegląd spawalnictwa vol. 81, s. 58-62, 2009. 201309_pspaw_gjgy.pdf 15przegląd spawalnictwa 9/2013 irena dul jacek senkara mariusz bober jerzy jakubowski wpływ wysokotemperaturowego wygrzewania próżniowego na lutowność inconelu 718 lutem palnicro 36 the effect of high-temperature vacuum annealing  on the brazeability of inconel 718 by palnicro 36   brazing filler metal  r in . irena ul – wsk pzl rzeszów, prof. dr ha . in . acek enkara, dr in . mariusz o er, dr in . erzy aku owski – politechnika warszawska. a stract brazing of inconel 718 is difficult due to the presence of alloying material with high affinity for oxygen. moreover, in commercial practice, the machine parts before brazing pass a number of technological operations at elevated temperature in vacuum. the aim of this study was to investigate the effect of vacuum annealing processes of inconel 718 on the brazeability of palnicro 36 brazing filler metal. the wetting and spreading of the liquid brazing filler metal were studied on the surface of the material previously annealed in vacuum at different conditions of time and temperature, and the structure of brazed joints. it was found that the brazeability of inconel 718 by palnicro 36 brazing filler metal deteriorates with increasing the previous annealing temperature in the vacuum. treszczenie lutowanie twarde inconelu 718 jest utrudnione ze względu na zawartość w materiale dodatków stopowych o wysokim powinowactwie do tlenu. ponadto w praktyce przemysłowej detale przed lutowaniem przechodzą szereg operacji technologicznych w podwyższonej temperaturze w próżni. celem pracy było zbadanie, jaki wpływ mają procesy wyżarzania próżniowego na lutowność inconelu 718 lutem palnicro 36. badano zwilżalność i rozpływność ciekłego lutu na powierzchni materiału wyżarzanego uprzednio w próżni w różnych warunkach czasu i temperatury, a także mikrostrukturę złączy lutowanych. ustalono, iż lutowność inconelu 718 lutem palnicro 36 pogarsza się ze wzrostem temperatury uprzedniego wyżarzania w próżni. jednym z podstawowych procesów spajania stopów ni jest lutowanie twarde i lutowanie wysokotemperaturowe w piecach próżniowych. obejmuje ono nie tylko sam proces łączenia, ale także ciąg innych, powiązanych ze sobą operacji: przygotowania powierzchni, montażu i pozycjonowania zespołów. przygotowanie powierzchni może polegać na myciu, a niekiedy obróbce strumieniowo-ściernej i/lub zastosowaniu powłok technologicznych (np. niklu galwanicznego). niejednokrotnie lutuje się zespoły składające się z kilkudziesięciu różnych detali, dla których występuje znaczna różnica przekrojów pomiędzy blachami i częściami w postaci odlewów lub odkuwek. takie lutowanie wymaga odpowiedniego dopasowania elementów w celu optymalizacji szerokości szczeliny lutowniczej, a także właściwego przebiegu czasowo-temperaturowego, aby nastąpiło wyrównanie temperatury poszczególnych przekrojów. lutami wstęp ze względu na swoje korzystne właściwości stopy niklu, a wśród nich inconel 718, znalazły ważne zastosowanie w budowie silników lotniczych. przetwarzanie tych stopów (cięcie, obróbka plastyczna różnymi metodami, wyżarzanie międzyoperacyjne, obróbka cieplna, spawanie, zgrzewanie, lutowanie, modyfikacja powierzchni) jest powszechne w przemyśle lotniczym. każdy z wymienionych procesów ma swoją specyfikę wynikającą zarówno z właściwości materiałów, jak i konieczności spełnienia odpowiednich wymogów [1]. 16 przegląd spawalnictwa 9/2013 stosowanymi w lotnictwie dla stopów niklu są bni2, bni3, palnicro 36, a także luty na osnowie srebra i złota [2÷4]. inconel 718, z uwagi na zawartość składników stopowych o wysokim powinowactwie do tlenu (tabl. i), nie jest materiałem łatwym do lutowania. trudności spajania inconelu 718 spowodowały, iż próbowano opracować niekonwencjonalne sposoby jego lutowania, zmierzające do skrócenia czasu oddziaływania kontaktu ciekłego lutu z podłożem (obniżenie tendencji do nadmiernej penetracji w podłoże i jego rozpuszczania w cieczy, a także pęknięć gorących i kruchości złącza). można tutaj wymienić zastosowanie szybkiego nagrzewania indukcyjnego w osłonie argonu [5], nagrzewania promieniowaniem podczerwonym [8], docisku [9], dodatkowego getterowania próżni [6], czy zastosowania lutowania dyfuzyjnego z zanikającą fazą ciekłą [10]. w dostępnych publikacjach sugeruje się, że proces lutowania powinien odbywać się w wysokiej próżni (jednakże wymieniane są różne jej poziomy: od 0,13 pa, do poniżej 10-2 pa [5÷7]) lub w czystym argonie [5÷7]. warunki procesu zależą również od aktywnych składników lutu, takich jak b, cr, si, mogących redukować niektóre tlenki, oraz od zawartości palladu, poprawiającego zwilżalność. z drugiej strony, detale wykonane ze stopów niklu mogą przechodzić przed lutowaniem szereg operacji w podwyższonej temperaturze w próżni, nawet kilkugodzinnych. zachodzą wówczas liczne procesy w warstwie powierzchniowej, zmieniające jej skład chemiczny, strukturę i morfologię w wyniku selektywnego parowania składników, segregacji, reakcji heterogenicznych. celem pracy było zbadanie, czy i jaki wpływ mają procesy uprzedniego wyżarzania próżniowego na lutowność inconelu 718 lutem palnicro 36. harakterystyka materiał w zł cza inconel 1 inconel 718 to przesycany, a następnie utwardzany wydzieleniowo stop ni o doskonałej odporności na korozję w wielu mediach. jest odporny na działanie związków siarki dzięki dodatkowi chromu. skład chemiczny materiału podano w tablicy i. temperatura topnienia inconelu 718 wynosi 1260÷1336°c, gęstość 8,22 mg/m3. dobre właściwości mechaniczne, odporność na pełzanie, żarowytrzymałość, odporność na korozję, podatność na kucie i odlewanie, stosunkowo dobra spawalność i przystępny koszt powodują, że jest stosowany w silnikach lotniczych np. na elementy turbin, dyski, wały, łopatki kompresora i turbiny, wyloty spalin [12]. wykazuje dobre właściwości wytrzymałościowe do temperatury 650°c [13, 14], choć można go stosować jako materiał odporny na utlenianie nawet do temperatury powyżej 1000°c. jego właściwości w dużej mierze zależą od umocnienia wydzieleniowego fazą γ” (ni3nb) podczas utwardzania [15]. standardowa obróbka cieplna to przesycanie w temperaturze 930÷1010°c z szybkim chłodzeniem, następnie utwardzanie w 720°c przez 8 h, powolne chłodzenie z prędkością 50°c/h do temp. 620°c i wytrzymanie przez kolejne 8 h. łączny czas utwardzania wynosi ok. 18 h. wymagana twardość po utwardzaniu wynosi min. 36 hrc, a w praktyce osiąga się nawet 44 hrc. lut palnicro 3 skład chemiczny lutu zamieszczono w tablicy ii. zawiera on znaczne ilości palladu, który poprawia zwilżalność wielu metali i tlenków oraz korzystnie wpływa na plastyczność lutu i jego odporność na korozję. jego udział powoduje także, iż spoina ma bardzo dobrą odporność na pełzanie w podwyższonej temperaturze, co jest niezwykle istotne dla zastosowania w silniku lotniczym. lut ma też niezłe właściwości mechaniczne (znacząca zawartość cr). optymalizowane zawartości si i b pozwalają na utrzymanie dobrych właściwości lutowniczych: – bor zmniejsza napięcie powierzchniowe cieczy, co silnie wpływa na zwilżanie i rozpływność, redukuje niektóre tlenki, ale z drugiej strony zwiększa rozpuszczalność podłoża, segreguje na granicach ziarn i tworzy borki crxby, wiążąc cr z roztworu stałego i wpływając na kruchość stopu; – zawartość krzemu wpływa na temperaturę topnienia lutu, redukuje tlenki metali o mniejszym powinowactwie chemicznym do tlenu, a także zwiększa niebezpieczeństwo pęknięć gorących. inne właściwości fizyczne lutu palnicro 36 [16]: – temperatura likwidus: 960oc, – temperatura solidus: 820oc, – gęstość: 8,83 mg/m3, – zalecana temperatura lutowania: 970÷1050oc, – zalecana atmosfera lutowania: próżnia 10–1÷10-2 pa. lut palnicro 36 jest komercyjnie dostępny w postaci folii, proszku lub pasty lutowniczej. adania własne lutowno ci w literaturze przedmiotu można spotkać kilka sposobów definiowania lutowności, ich dyskusja została przedstawiona w [17]. w tym przypadku przyjęto ta lica i. skład chemiczny inconelu 718, % wag. [11] ta le i. chemical composition of inconel 718, wt.% [11] c cr mn mo si p al ti nb+ta ni fe max. 0,08 17,0 ÷ 21,0 max. 0,35 2,80 ÷ 3,30 max. 0,35 max. 0,015 0,20 ÷ 0,80 0,65 ÷ 1,15 4,75 ÷ 5,50 50,0 ÷ 55,0 reszta 17przegląd spawalnictwa 9/2013 cr fe si c b pd ni 9,5 ÷ 1,5 0,5 max. 0,25 ÷ 1,0 0,06 max. 2,5 ÷ 25 35 ÷ 37 reszta określenie amerykańskiej normy aws a3 określającej lutowność jako zdolność materiału lutowanego do utworzenia w danych warunkach określonej struktury oraz spełnienia wymogów zamierzonej eksploatacji. jako miarę lutowności przyjęto w tym przypadku wyniki laboratoryjnych testów zwilżania, rozpływności w warunkach przemysłowych oraz tworzącą się strukturę złącza lutowanego. przygotowanie pr ek podło y inconel 718 w formie blachy cięto na próbki o wymiarach 20x20x0,9 mm do badań zwilżalności i rozpływności, oraz 20x40x0,9 mm do wykonania gotowych złączy. blachę myto w płuczce ultradźwiękowej w standardowych warunkach stosowanych w przemyśle lotniczym, a następnie poddano wyżarzaniu w próżni. wytypowano takie kombinacje czasu i temperatury, które odpowiadały rzeczywistym operacjom technologicznym w warunkach produkcyjnych. stosowano następujący cykl grzewczy: odpompowanie do próżni 0,1 pa i wytrzymanie w czasie 5 min, grzanie z prędkością 10oc/min do osiągnięcia zadanej temperatury, wytrzymanie w określonym czasie, szybkie chłodzenie z zastosowaniem dmuchawy i argonu o ciśnieniu 2•104 pa. zastosowano również cykl z wygrzewaniem w podciśnieniu argonu 80 pa, stosowany niekiedy w przemyśle lotniczym. przyjęto następujące warianty: czas: 1 h temperatura: 750oc 750oc + ar 950oc 950oc + ar czas: 2 h temperatura: 750oc 950oc 1150oc próbki po wyjęciu z pieca próżniowego wkładano do specjalnych pojemników próżniowych, w których je przechowywano i transportowano. la oratoryjne testy lutowno ci do przeprowadzenia testów zwilżania i rozpływności zastosowano specjalne urządzenie, którego zasadniczą częścią jest komora robocza z grzałką wolframową, regulatorem i termoparą oraz wypoziomowany stolik, na którym umieszczane są próbki. badania mogą być prowadzone w atmosferze gazów ochronnych, np. argonu, lub w próżni. procesy zachodzące w komorze roboczej rejestruje kamera wyposażona w obiektyw przekazujący obraz do komputera. przy użyciu specjalnego programu, służącego do analizy obrazów metalograficznych, mierzono kąty zwilżania z obu stron kropel i obliczano średnią arytmetyczną. przykładowe kształty ta lica ii. skład chemiczny lutu palnicro 36, % wag. [16] ta le ii. chemical composition of palnicro 36 brazing filler metal [16] kropel ciekłego lutu podczas testu pokazano na rysunku 1, natomiast na rysunku 2 przedstawiono uzyskane w ten sposób wartości kąta zwilżania w funkcji temperatury. z rysunku 2 wynika, że im niższa temperatura uprzedniego wygrzewania inconelu 718, tym kąt zwilżania jest mniejszy. najlepszy efekt uzyskano dla próbek wygrzewanych w 750°c. zanik zwilżalności jest obserwowany dla próbek wyżarzanych w 1150°c. przemysłowe testy lutowno ci do badań zastosowano lut w postaci pasty oraz w formie litej, co odzwierciedlało praktykę przemysłową. luty pochodziły z tej samej partii we wszystkich przypadkach. na powierzchnię podłoża nakładano 4 warstwy folii lutowniczej o średnicy 5 mm i grubości 0,05 mm, które dla utrzymania właściwej pozycji mocowano wstępnie zgrzewaniem punktowym do podłoża. pasta lutownicza była nakładana za pomocą programowanego aplikatora, który zapewniał nałożenie jednakowej ilości na każdą próbkę. tak przygotowane próbki poddano testom zwilżalności i rozpływności w warunkach odpowiadających standardowemu procesowi lutowania. użyto tego samego pieca przemysłowego, który był wcześniej stosowany do wygrzewania próżniowego podłoży. widok kropel lutu na próbkach po testach lutowności przedstawiono na rysunku 3. zmierzono pola powierzchni rozpłynięcia lutu, a następnie wykonano szlify do badań metalograficznych. na próbkach określono także kąt zwilżania i szerokość strefy dyfuzyjnej, której pomiar został wykonany jak na rysunku 4. pomimo że zasięg dyfuzji po granicach ziarn jest znacznie większy, do oceny przyjęto zakres dyfuzji sieciowej, co odpowiada standardom lotniczym. wyniki pomiaru pola powierzchni po teście rozpływności oraz kąta zwilżania i wielkości strefy dyfuzji przedstawiono na rysunku 5. najlepszą zwilżalność w warunkach przemysłowych wykazują próbki wygrzewane uprzednio ys. 1. krople lutu palnicro 36 na powierzchni próbki inconelu 718 wygrzewanego uprzednio w temp. 950oc przez 1 h pod ciśnieniem cząstkowym argonu 80 pa ig. 1. the drops of palnicro 36 filler metal over the surface of inconel 718 sample previously annealed at a temperature of 950oc for 1 h at a partial pressure of 80 pa 1070oc 1080oc 1090oc 1100oc 1110oc 1120oc 18 przegląd spawalnictwa 9/2013 ys. 5. wpływ parametrów wcześniejszego wygrzewania podłoży inconelu 718 w próżni na wielkość pola powierzchni rozpłynięcia lutu, kąta zwilżania i głębokości strefy dyfuzji. lut palnicro 36 w postaci folii oraz pasty lutowniczej ig. 5. the influence of prior annealing parameters of inconel 718 substrates in a vacuum on the size of the spreading area, wetting angle and depth of the diffusion zone. the palnicro 36 in the form of a foil and a brazing paste 5s – bez oc 5m – 750°c/1 h 5ah – 750°c/1 h argon 5c – 950°c/1 h 5ak – 950°c/1 h argon 5d – 1150°c/2 h f ol ia p as ta ys. 3. krople lutu palnicro 36 na podłożach inconelu 718 (widok z góry) ig. 3. the drops of palnicro 36 brazing filler metal on the inconel 718 substrate (view from above) ys. 4. sposób pomiaru strefy dyfuzyjnej ig. 4. the method of diffusion zone measurement ys. 2. skrajne kąty zwilżania inconelu 718 lutem palnicro 36 w funkcji temperatury. podłoża były uprzednio wyżarzane w warunkach obniżonego ciśnienia, próbka 5s w stanie dostawy ig. 2. extreme wetting angles of inconel 718 with palnicro 36 brazing filler metal as a function of a temperature. the substrates have been previously annealed under reduced pressure, sample 5s as delivered w temp. 750°c w czasie 1 h w próżni. źle zwilżalna jest próbka wygrzewana w 1150°c w czasie 2 h. pozostałe próbki wykazują zbliżone zachowanie. wielkość pola powierzchni rozpłynięcia kropli koreluje odwrotnie z kątem zwilżania. różnice szerokości strefy dyfuzyjnej dla poszczególnych wariantów są nieznaczne. adania metalogra czne zł czy lutowanych próbki uprzednio wygrzane w próżni oraz pod ciśnieniem cząstkowym argonu lutowano za pomocą lutu palnicro 36. każde złącze składało się z dwóch jednoimiennych płaskich próbek, które składano na zakładkę o szerokości 5 mm i stabilizowano przez zgrzewanie kuleczkami cr-ni w celu zapewnienia właściwej szczeliny lutowniczej i zabezpieczenia przed przemieszczeniem. lut w postaci pasty nakładano tylko z jednej strony zakładki. widok zmontowanej próbki przedstawiono na rysunku 6. 19przegląd spawalnictwa 9/2013 a c ys. . próbka do przemysłowych testów lutowania: a) przekrój poprzeczny, b) widok z góry po stabilizacji kulkami, c) widok z góry po nałożeniu pasty ig. . the sample used for industrial brazing tests: a) transverse cross-section, b) the view from above after stabilization with balls, c) the view from above after applying the paste ys. . złącze lutowane inconelu 718 bez uprzedniej obróbki cieplnej: a), b) dwa różne obszary ig. . the braze joint of inconel 718 without the previous heat treatment: a), b) two different regions a 200 200 a 500 100 c 100 d 200 e 200 f 500 ys. . złącza lutowane inconelu 718 wygrzewanego uprzednio w próżni w temp. 950°c w czasie 1 h (a, b), oraz pod ciśnieniem cząstkowym ar przez 1 h (c, d) i 2 h (e, f) ig. . the braze joint of inconel 718 previously annealed in vacuum at a temp. of 950°c for 1 h (a, b), for 1 h at a partial pressure of ar (c, d) and for 2 h (e, f) podsumowanie zasadniczo, wraz ze wzrostem temperatury uprzedniego wygrzewania próżniowego lutowność inconelu 718 lutem palnicro 36 maleje. najlepszą lutowność wykazują próbki wygrzewane w temp. 750°c. z wyjątkiem próbki wygrzewanej w temp. 1150°c w czasie 2 h wszystkie złącza charakteryzowały się wklęsłym meniskiem lutowiny. stwierdzono dobre wypełnienie szczeliny lutowniczej, ciągłą granicę międzyfazową lut–podłoże oraz wyraźne strefy oddziaływania lutu z podłożem z wyjątkiem próbek inconelu 718 wygrzewanego uprzednio w temp. 1150°c. niedopuszczalne jest stosowanie wyżarzania próżniowego inconelu 718 przed lutowaniem w temperaturze powyżej 1100°c, gdyż materiał ten wykazuje wówczas zmiany w warstwie wierzchniej powodujące brak lutowności. część zdjęć wykonano przy zastosowaniu pryzmatu nomarskiego. przykładowe struktury połączeń lutowanych przedstawiono na rysunkach 7 i 8. tak przygotowane komplety lutowano w piecu próżniowym. otrzymane złącza poddano badaniom metalograficznym na mikroskopie świetlnym olympus, literatura [1] dul i.: zastosowanie i przetwarzanie stopów ni w przemyśle lotniczym, przegląd spawalnictwa no 7, 2009, 67-73. [2] m. schwartz: brazing.second ed.,asm international, 2003. [3] r.d. eng, e.j. ryan, j. doyle: ni-based brazing with filler metals for aircraft gas turbine application, welding j. 50, 1977, 15 – 21. [4] sulcer metco braze materials guide. standard and superalloy filler materials/nickel base, issue april 2011. [5] x. wu, r.s. chandel, m. li, h.p. seow, s. wu: induction brazing of inconel 718 to inconel x – 750 using ni-cr-si-b amorphous foil, j. material processing technology, 104, 2000, 34 – 43. [6] j. christensen, k. rorbo: nickel brazing below 1025°c of untreated inconel 718. 5th international aws brazing conference, houston (ix) 1974. [7] brazing handbook, 4th ed., aws, miami (fl), 1991. [8] c.a. blue, r.a. blue, r.y. lin, j.f. lei, w.d. williams: joining of hastelloy x to inconel 718 using an infrared process. j. mater. proc. technol. 58 (1996) 32-38. [9] m.s. yeh, t.h. chuang: effects of applied pressure on the brazing of superplastic inconel 718 superalloy, metall. mater. trans. a, 28a, 1997, 1367–1376. [10] ma arafin, m. medraj, d.p.turner, p.bocher: transient liquid phase bonding of inconel 718 and inconel 625 with bni2: modeling and experimental investigations. mat. sci. eng. a447, 2007, 125-133. [11] high temp. metals, technical data. www.hightempmetals.com [12] roach t.a.: alloy 718 fasteners, versality and reliability for aerospace design, superalloy 718-metallurgy and applications, tms, 1989, 381-389. [13] ghonem h, zheng d.: charactrization of enviroment-dependent fatigue crack growth in alloy 718 at 650c, superalloys 718,625 and various derivatives, tms, 1991, 477-490. [14] ming g., dwyer d.j., wei r.p.: chemical and microstructural aspects of creep crack growth in inconel 718 alloy, superalloys 718, 625, 706 and various derivatives, tms, 1994, 581-592. [15] sundararaman m., mukhopadhyay p., banerjee s.: carbide precipitation in nickiel base superalloys 718 and 625 and their effect on mechanical properties, superalloys 718, 625, 706 and various derivatives, tms, 1997, 367-378. [16] palnicro 36. katalog morgan advanced materials, 2009. [17] winiowski a.: lutowność w lutowaniu twardym definicje i przykłady jej badania, przegląd spawalnictwa, no 9, 2010, 58-62. ps 02 2018 www.pdf 26 przegląd  spawalnictwa vol. 90 2/2018 analiza fazowa strefy granicznej połączenia  stopu hastelloy x z lutem palnicro 36m phase analysis of phase boundary zone for hastelloy x with palnicro 36m brazed joint mgr  inż.  michał  baranowski  – instytut mechaniki precyzyjnej,  dr  inż.  dorota  moszczyńska,  inż.  tomasz  panasiuk  – politechnika warszawska. autor korespondencyjny/corresponding author: michal.baranowski@imp.edu.pl streszczenie w artykule scharakteryzowano strefę graniczną połączenia hastelloy x – palnicro 36m, w której oddziaływały bezpośrednio ciekły lut z materiałem podłoża w stanie stałym. głównym celem prowadzonych badań była analiza mikrostruktury strefy granicznej oraz identyfikacja występujących w niej faz. w badaniach wykorzystano mikroskopie świetlną, skaningową mikroskopie elektronową (sem) wraz z analizą eds oraz metodę dyfrakcji rentgenowskiej (xrd). w strefie granicznej zidentyfikowano fazy tworzone przez: molibden nikiel (mo1,08ni2,92), tetrataenite nife, chrom nikiel (crni), bor chrom cr5b3. badania wskazały również na możliwość występowania w strefie granicznej faz na bazie związków międzymetalicznych cr3nib6 i mo6(ni0,75si0,25)7. słowa kluczowe: lutowanie twarde; lut palnicro 36m; dyfrakcja rentgenowska abstract the article describes boundary zone for the hastelloy x – palnicro 36m brazed joint, in which liquid brazing filler metal interacted directly with solid base metal. the main objective of the research was to analyze the microstructure of the border zone and to recognize the occurring phases. methods used in the research were light microscopy, scanning electron microscopy (sem) with eds analysis and x-ray diffraction (xrd). in the phase boundary zone the following phases were identified: molybdenum nickel (mo1.08ni2.92), tetrataenite nife, chromium nickel (crni), boron chromium cr5b3. studies have also indicated the possibility of occurrence of phases based on cr3nib6 and mo6(ni0.75si0.25)7 intermetallic compound in the phase boundary zone. keywords: brazing; brazing alloy palnicro 36m; x-ray diffraction wprowadzenie we współczesnych silnikach lotniczych istotną rolę odgrywają żaroodporne i żarowytrzymałe stopy na bazie niklu, tzw. superstopy. jedną z metod spajania superstopów stosowanych w przemyśle lotniczym jest lutowanie twarde lub wysokotemperaturowe w próżni [1÷5]. do lutowania superstopów niklowych w przemyśle lotniczym często stosowane są luty na bazie niklu z serii bni. jednym z głównych przedstawicieli tej grupy stopów jest lut bni-2, który oprócz ni posiada dodatki cr, fe, b i si. w silnikach lotniczych znajdują się również złącza wykonane przy użyciu palnicro 36m, który jest lutem spoza serii bni. w tym stopie głównym składnikiem jest ni wraz z dodatkami cr, b, si i pd. w stosunku do bni-2 różni się on brakiem fe oraz obecnością pd – ok. 36%. skład chemiczny, a także temperaturę solidus, likwidus oraz zalecaną temperaturę luto wania dla stopu palnicro 36m podano w tablicy i [6÷10]. w połączeniu lutowanym na przykładzie pary materiałów hastelloy x – palnicro 36m można wyróżnić 3 podstawowe strefy: strefa wielofazowa, faza podstawowa i strefa graniczna, w której bezpośrednio oddziaływały ciekły lut i materiał michał baranowski, dorota moszczyńska, tomasz panasiuk przeglad welding technology review podłoża. strukturę połączenia z widocznymi 3 strefami przedstawiono na rysunku 1 (mikroskopia świetlna). dostępne są prace [11÷14], w których analizie poddano strukturę złączy lutu ni-cr-pd ze stalami nierdzewnymi i superstopami niklu z grupy inconel. w niniejszej pracy skupiono się na bardzo wąskiej strefie, gdzie bezpośrednio oddziaływały ciekły lut z podłożem w stanie stałym (strefa graniczna). przeprowadzone badania miały na celu określenie składu fazowego granicznej strefy lut – podłoże. tablica i. skład chemiczny lutu palnicro 36m, % wag. [9] table i. chemical composition of palnicro 36m, wt.% [9] pd ni cr si b 35,6 bal. 10,5 0,5 3,0 temperatura solidus 820 °c temperatura likwidus 960 °c zalecana temperatura lutowania 970÷1050 °c doi: http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v90i2 .857 27przegląd  spawalnictwa vol. 90 2/2018 materiały i eksperyment w pracy badaniom poddano połączenie powstałe w procesie lutowania w piecu próżniowym. temperatura lutowania oraz czas wytrzymania w tej temperaturze wyniosły odpowiednio 995 °c i 60 minut. w procesie lutowania zastosowano lut palnicro 36m w postaci folii o grubości 0,05 mm, którego skład chemiczny przedstawiono w tablicy i. podłożem był superstop niklu hastelloy x, w którego składzie brakuje pierwiastków odpowiedzialnych za wydzielenia γ’ (ni3(alti)) i γ’’ (ni3nb). skład chemiczny materiału podłoża został przedstawiony w tablicy ii. analizę fazową przeprowadzono za pomocą dyfraktometru rentgenowskiego d8 discover serii 2 firmy bruker axs, który jest wyposażony w lampę miedzianą. parametry pomiaru były następujące: napięcie – 40 kv, prąd – 30 ma, zakres kątowy 2θ – od 10 do 120, krok δ2θ – 0,025, czas zliczania – 5 s. w ramach identyfikacji poszczególnych faz wykonano także pomiar składu chemicznego w strefie granicznej metodą eds (ang. energy dispersive spectroscopy). zobrazowanie badanej strefy oraz pomiar składu chemicznego wykonano za pomocą skaningowego mikroskopu elektronowego hitachi su8000. wyniki i ich dyskusja różnice pomiędzy poszczególnymi strefami połączenia lutowanego po wypolerowaniu i wytrawieniu są wyraźnie widoczne. mikrostrukturę strefy wielofazowej z licznymi wydzieleniami przedstawiono na rysunku 2a. badania metodą xrd wykonano w strefie granicznej, której mikrostruktura została przedstawiona na rysunku 2b. dyfraktogram wykonany dla strefy granicznej przedstawiono na rysunku 3. stwierdzono występowanie w badanej strefie następujących faz: – molibden nikiel (mo1,08ni2,92), – tetrataenite nife, – chrom nikiel (crni), – borek chromu cr5b3. dodatkowo analiza zapisów dyfrakcyjnych wskazuje na możliwość występowania dwóch dodatkowych faz: – bor chrom nikiel cr3nib6, – molibden nikiel krzem mo6(ni0,75si0,25)7. tablica ii. skład chemiczny stopu hastelloy x, % wag. [15] table ii. chemical composition of hastelloy x, wt. % [15] rys. 1. połączenie lutowane hastelloy x – palnicro 36m fig. 1. hastelloy x – palnicro 36m brazed joint rys. 2. mikrostruktura połączenia lutowanego hastelloy x – palnicro 36m: a) strefa wielofazowa, b) strefa graniczna fig. 2. microstructure of hastelloy x – palnicro 36m brazed joint: a) multiphase zone, b) phase boundary zone rys. 3. dyfraktogram dla strefy granicznej fig. 3. x-ray pattern for phase boundary zone strefa wielofazowa lut podłoże faza podstawowa strefa graniczna lut-podłoże ni cr fe mo co w c mn si 47 22 18 9 1,5 0,6 0,1 1 1 do identyfikacji faz w strefie granicznej wykorzystano metodę dyfrakcji rentgenowskiej xrd (ang. x-ray diffraction). analizę dyfrakcyjną obszaru strefy granicznej wykonano po usunięciu strefy wielofazowej i fazy podstawowej (szlifowanie, polerowanie i trawienie). obserwacje przygotowywanej próbki wykonywano za pomocą mikroskopu świetlnego nikon eclipse lv150. a) b) 28 przegląd  spawalnictwa vol. 90 2/2018 obserwacje przy użyciu mikroskopu sem ujawniły dwa rodzaje wydzieleń, które dzielą strefę graniczną na dwa różne obszary. pierwsze z nich są to drobne, ciemne wydzielenia (rys. 4a). zlokalizowane są w badanej strefie w materiale, który uległ stopieniu podczas powstawania połączenia, a także we fragmentach ziaren stopu hastelloy x bezpośrednio stykających się z fazą ciekłą. za pomocą sem z wykorzystaniem techniki eds określono skład chemiczny w punktach zaznaczonych na rysunku 4a. pomiary wykonano w wydzieleniach oraz w osnowie. dla po równania uzyskanych wyników analizy rentgenowskiej, obliczono udział masowy pierwiastków ze wzoru stechiometrycznego dla związku międzymetalicznego cr3nib6. wyniki przedstawiono na rysunkach 4b i 4c oraz w tablicy iii. w ciemnych wydzieleniach zarejestrowano wzrost zawartości boru, chromu i molibdenu w porównaniu z osnową. zawartość chromu w tych wydzieleniach jest bliska zawartości obliczonej dla związku międzymetalicznego cr3nib6. wynik dla boru w wydzieleniach różni się z wartością obliczoną, jednakże pomiar dla tego pierwiastka metodą eds obarczony jest dużym błędem dla badanego połączenia. bor jest pierwiastkiem lekkim i w otoczeniu pierwiastków ciężkich jego pomiar jest ograniczony. dodatkowo linia kα dla boru pokrywa się z linią m dla molibdenu. stwierdzenie występowania piku pochodzącego od boru wskazuje jedynie na jego obecność w badanym miejscu. spadek zawartości w ciemnych wydzieleniach w stosunku do osnowy zarejestrowano dla niklu i żelaza. wartość jaką uzyskano dla niklu w wydzieleniach jest również mniejsza niż wartość obliczona dla związku międzymetalicznego cr3nib6, jednak różnica w porównaniu do osnowy jest znacznie mniejsza. w badanym obszarze ujawniono również inne pierwiastki m.in. mo, fe i si. możliwość powstania fazy cr3nib6 podczas lutowania potwierdza trójskładnikowy układ równowagi fazowej ni-cr-b (rys. 5). w zakresie temperatury 800÷1000 °c, w którym odbywa się proces technologiczny spajania, obserwuje się związek międzymetaliczny cr3nib6 [16]. pomiar składu chemicznego metodą eds pokazuje, że ciemne wydzielenia nie są związkiem międzymetalicznym cr3nib6. uzyskane wyniki wskazują na obecność fazy bardziej złożonej, jednakże dopuszczają możliwość powstania innej fazy na bazie związku międzymetalicznego cr3nib6 wzbogaconej dodatkowymi pierwiastkami. przesuwając się dalej w głąb materiału rodzimego, zarejestrowano drugie z wydzieleń, które przedstawiono na rysunku 6a. są to większe, jasne wydzielenia, znajdujące się w podłożu na granicy ziaren w obszarze strefy granicznej. rys. 4. wyniki sem eds dla wydzieleń w strefie granicznej: a) obraz analizowanego obszaru – ciemne wydzielenia w lucie, b) pomiar eds dla punktu 1, c) pomiar eds dla punktu 2 fig. 4. sem eds results for precipitations in phase boundary zone: a) image of the analyzed area – dark precipitations in brazing filler material, b) eds measurement for point 1, c) eds measurement for point 2 rys. 5. układ równowagi fazowej ni-cr-b w temperaturze 1000 °c [16] fig. 5. the ternary system ni-cr-b in temperature 1000 °c [16] tablica iii. skład chemiczny określonych punktów strefy granicznej (ciemne wydzielenia), % wag. table iii. chemical composition of selected points of the phase boundary zone (dark precipitations), wt. % b-k c-k si-k cr-l fe-l ni-l mo-l pd-l p-t 1* 2,2 0,8 0,3 54,6 4,4 12,6 25,1 – p-t 2* 0,3 0,8 0,4 12,4 12,8 49,3 1,1 22,8 cr3nib6** 23 – – 56 – 21 – – * skład procentowy masowy uzyskany z pomiaru metodą eds ** skład procentowy masowy obliczony ze wzoru stechiometrycznego a) b) c) 29przegląd  spawalnictwa vol. 90 2/2018 podsumowanie  w ramach niniejszej pracy scharakteryzowano strefę graniczną połączenia hastelloy x – palnicro 36m. w badanym obszarze ujawniono dwa rodzaje wydzieleń powstałych w osnowie obejmującej obszar podłoża w stanie stałym i ciekłego lutu. uzyskano złożony skład fazowy dla strefy granicznej połączenia hastelloy x – palnicro 36m. analiza dyfrakcyjna umożliwiła zidentyfikowanie w strefie granicznej faz utworzonych przez: molibden nikiel (mo1,08ni2,92), tetrataenite nife, chrom nikiel (crni), bor chrom cr5b3. wyniki uzyskane metodami xrd oraz eds wskazały również na możliwość występowania w strefie granicznej faz na bazie związków międzymetalicznych cr3nib6 i mo6(ni0,75si0,25)7. analogicznie jak w przypadku ciemnych wydzieleń wyznaczono skład chemiczny za pomocą sem z wykorzystaniem techniki eds, który porównano z udziałem masowym pierwiastków obliczonym ze wzoru stechiometrycznego rys. 6. wyniki sem eds dla wydzieleń w strefie granicznej: a) obraz analizowanego obszaru – jasne wydzielenia w podłożu, b) pomiar eds dla punktu 1, c) pomiar eds dla punktu 2 fig. 6. sem eds results for precipitations in phase boundary zone: a) image of the analyzed area – bright precipitations in base material, b) eds measurement for point 1, c) eds measurement for point 2 rys.  7.  mo6(ni0,75si0,25)7 w stopie ic6 z dodatkiem 0,10÷0,20% si i 0,12% y [17] fig. 7. mo6(ni0.75si0.25)7 in alloy ic6 with addition of 0.10÷0.20 wt% si and 0.12 wt% y [17] b-k c-k si-k cr-l fe-l ni-l mo-l p-t 1* 0,0 1,4 2,5 15,9 8,4 23,2 48,6 p-t 2* 0,0 0,6 0,5 21,9 20,0 49,4 7,6 mo6(ni0,75si0,25)7** – – 5 – – 33 62 * skład procentowy masowy uzyskany z pomiaru metodą eds ** skład procentowy masowy obliczony ze wzoru stechiometrycznego tablica iv. skład chemiczny określonych punktów strefy granicznej (jasne wydzielenia), % wag. table iv. chemical composition of selected points of the phase boundary zone (bright precipitations), wt. % a) b) c) dla związku międzymetalicznego mo6(ni0,75si0,25)7. wyniki pomiaru składu chemicznego przedstawiono na rysun kach 6b i 6c oraz w tablicy iv. w jasnych wydzieleniach w porównaniu z osnową zarejestrowano wzrost zawartości molibdenu i krzemu. zmniejszyła się natomiast zawartość żelaza, chromu i niklu. w sto sunku do zawartości mo, ni i si obliczonych dla związku międzymetalicznego mo6(ni0,75si0,25)7 w pomiarze eds w miejscu wydzielenia stwierdzono mniejsze wartości dla tych pierwiastków. w jasnych wydzieleniach zarejestrowano również c, cr i fe. analiza literaturowa wskazuje na podobieństwo jasnych wydzieleń do fazy mo6(ni0,75si0,25)7 ujawnionej w stopie ic6 (ni-al-mo-b), którą przedstawiono na rysunku 7. w stopie ic6 wzbogaconym o 0,10÷0,20% si i 0,12% y pojawiły się jasne wydzielenia w obszarze międzydendrytycznym. analiza tem wykazała, że jest to mo6(ni0,75si0,25)7 [17]. ze względu na bardziej złożony skład chemiczny jasnych wydzieleń stwierdza się, że nie są one związkiem międzymetalicznym mo6(ni0,75si0,25)7. jednak analiza literaturowa oraz stosunkowo nieduża różnica w składzie chemicznym nie wyklucza występowania fazy na bazie mo6(ni0,75si0,25)7 wzbogaconej o dodatki c, cr i fe. 30 przegląd  spawalnictwa vol. 90 2/2018 literatura [1] babul t., jakubowski j., kopeć j., et al: lutowanie próżniowe uszczelnień ulowych w aparatach kierujących wykonanych ze stopów hastelloy i inconel z zastosowaniem lutu nicrsib, przegląd spawalnictwa, r. 79, nr 9, 2007, s.124-129. [2] dul i.: zastosowanie i przetwarzanie stopów niklu w przemyśle lotniczym, przegląd spawalnictwa r. 81, nr 7-8, 2009, s. 67-73. [3] dul i., kopeć j., poradka a., et al: wpływ wybranych czynników technologicznych na proces lutowania próżniowego stopów ni i stali wysokostopowej 18-8, przegląd spawalnictwa r. 81, nr 10, 2009, s. 77-80. [4] dul i., jakubowski j., senkara j.: spajanie zaawansowanych stopów ni w przemyśle lotniczym, rudy i metale nieżelazne, 2011, s. 397-405. [5] baranowski m., jakubowski j.: lutowność wybranych nadstopów niklu, przegląd spawalnictwa r. 86, nr 7, 2014, s. 3-8. [6] eng r.d., ryan e.j., doyle j.r.: nickel-base brazing filler metals for aircraft gas turbine application, weld j, miami; united states, 1977, 56:10. [7] schwartz m.m.: brazing, 2nd editio, asm international, materials park ohio, 2003. [8] sulzer metco braze materials guide, 2011. [9] palnicro data sheet, 2013, http://www.morganbrazealloys.com/media/ 1586/wesgo_metals_palniro_36m.pdf. accessed 19 oct 2017. [10] bober m., jakubowski j., senkara j.: badania zdolności kapilarnych lutu bni2 metodą zmiennej szczeliny lutowniczej, przegląd spawalnictwa, r. 88, nr 9, 2016, s. 87-90, doi: 10.26628/ps.v88i9.663. [11] edelmann f.: characterization of the behavior of palnicro brazing alloy for stainless steel joints, mcgill university, 2005. [12] turner d.: évolution microstructurale des joints brasés sur l’inconel 718 avecles alliages bni-2 et palnicro, école de technologie supérieure, 2005. [13] rokvam m.: caractérisation de microstructures de joints brasés avec les alliages bcu-1, bag-13a, bau-4, bau-6, bni-1a, bni-2, bni-3 et palnicro 36m ayant pour métal de base un superalliage base nickel, école de technologie supérieure, 2011. [14] dul i., senkara j., bober m., jakubowski j.: wpływ wysokotemperaturowego wygrzewania próżniowego na lutowność inconelu 718 lutem palnicro 36, przegląd spawalnictwa r. 85, nr 9, 2013, s. 15-19. [15] hastelloy x composition, 2017, http://www.espimetals.com/index.php/ technical-data/82-hastelloy x composition, accessed 19 oct 2017. [16] lugscheider e., knotek o., reimann h.: das dreistoffsystem nickelchrom-bor, monatshefte für chemie 105 s. 80-90, 1974, doi: 10.1007/ bf00911291 [17] xiao c.b., han y.f.: effect of silicon on microstructure and stress rupture properties at 1100 °c of yttrium modified ni-al-mo-b alloy ic6, journal of materials science vol. 36, 2001, pp.1027-1030, doi: 10.1023/a:1004848528582 201305_pspaw_2u5a.pdf 31przegląd spawalnictwa 5/2013 jakub kowalczyk dariusz ulbrich marian jósko ryszard mańczak zastosowanie transformaty fouriera do ultradźwiękowej oceny połączeń klejowych fourier transform application to ultrasonic evaluation  of glued joints streszczenie w artykule przedstawiono metodę oceny połączeń klejowych za pomocą transformaty fouriera. podstawowymi parametrami widma impulsu ultradźwiękowego, które mogą być akustyczną miarą jakości połączenia, są: pasmo przenoszenia oznaczane jako b oraz częstotliwość maksymalnej amplitudy oznaczana jako fr. w badaniach wykorzystano próbki wykonane ze stali 45 połączone za pomocą kleju cyjanoakrylowego loctite 496. powierzchnie próbek przygotowano na kilka sposobów, tak aby zróżnicować wytrzymałość połączeń. na podstawie wyników badań wyznaczono wartości współczynnika korelacji między parametrami ultradźwiękowymi w dziedzinie częstotliwości a mechaniczną miarą jakości połączeń. abstract a method of evaluation of glued bonds using the fourier transform is presented in the paper. the basic parameters of the ultrasonic spectrum, such as a measure of the acoustic quality of the glued bond are bandwidth denoted as b and the frequency of maximum amplitude denoted as fr. during the test are used samples made of steel 45 and glue loctite 496. the surfaces of samples are prepared in different ways to vary the joint strength. on the base of test results is presented the correlation between the ultrasonic parameters in the frequency field, and measure of the mechanical quality of the connection. dr inż. jakub kowalczyk, mgr inż. dariusz ulbrich, dr hab. inż. marian jósko prof. pp, dr inż. ryszard mańczak – politechnika poznańska. wstęp kleje to substancje chemiczne zdolne do trwałego łączenia materiałów jednoi różnorodnych, zapewniającego szczelność połączenia i równomierny rozkład naprężeń w całym jego obszarze. łączenie odbywa się w wyniku oddziaływania sił adhezji właściwej, adhezji mechanicznej i sił spójności kleju – kohezji. proces ten nie wymaga trudnych procesów obróbki mechanicznej, są one najczęściej ograniczone do piaskowania lub śrutowania powierzchni przeznaczonych do łączenia w celu usunięcia zanieczyszczeń, np. produktów korozji, oraz do jej odtłuszczenia. klejenie jest technologią, która przeżywa swój renesans i rozwija się niezwykle dynamicznie, znajdując zastosowanie praktycznie we wszystkich gałęziach przemysłu. szerokie zastosowanie połączeń klejowych obserwuje się zwłaszcza w przemyśle motoryzacyjnym. wraz z rozwojem klejenia i częściowym wypieraniem tradycyjnych metod łączenia, takich jak zgrzewanie, pojawił się problem kontroli, a w szczególności badań nieniszczących tych połączeń. wśród metod nieniszczących oceny połączeń klejowych największe zastosowanie mają takie metody, jak: wizualna, ultradźwiękowa, rezonansowa, termograficzna oraz holografia optyczna [1, 6]. metoda ultradźwiękowa spośród stosowanych metod najszersze zastosowanie może mieć metoda ultradźwiękowa. jest ona 32 przegląd spawalnictwa 5/2013 skutecznie wykorzystywana do wykrywania nieciągłości w różnych materiałach. obserwowany jest także wzrost zainteresowania tą metodą w badaniach naukowych oraz poszerzenie zakresu jej przemysłowego wykorzystania i stosowanych w niej technik kontrolnych poza klasyczne badania ultradźwiękowe np. odlewów, odkuwek czy połączeń spawanych [2, 3]. zastosowanie ultradźwięków w defektoskopii, również w odniesieniu do połączeń adhezyjnych, zostało opracowane przez j. deputata [4]. w badaniach połączeń spajanych możliwe jest prowadzenie kontroli jakości połączeń zgrzewanych punktowo i połączeń adhezyjnych, w tym lutowanych i klejonych oraz połączeń powłoka-podłoże. metoda ta umożliwia ponadto pomiary naprężeń i twardości części maszyn. obecnie prowadzone badania ultradźwiękowe wybranych obiektów umożliwiają ich kontrolę w obszarze do 20 m od miejsca przyłożenia głowicy ultradźwiękowej. wybrane parametry impulsów fali ultradźwiękowej, użytej do badania połączeń klejowych, mogą być przydatne do oceny ich jakości. parametry te wynikają z uzyskiwanych na ekranie aparatu ultradźwiękowego układów impulsów ultradźwiękowej fali podłużnej. korzystnym do oceny tych połączeń układem impulsów ultradźwiękowych jest taki układ, w którym uzyskuje się dwa echa dna, podobnie jak w metodzie wyznaczania ciśnieniowego współczynnika odbicia. silne tłumienie warstwy kleju zazwyczaj uniemożliwia uzyskanie drugiego echa dna. układ impulsów ultradźwiękowych z tylko jednym echem dna jest również układem przydatnym do oceny połączenia klejowego, ponieważ zawiera – oprócz syntetycznej informacji o jakości pierwszego połączenia adhezyjnego – dane na temat drugiego połączenia i kohezji warstwy klejowej. transformata fouriera analizując zagadnienia związane z oceną wielowarstwowych połączeń klejowych przy wykorzystaniu transformaty fouriera, przytoczono wyniki uzyskane podczas wykonywania badań połączeń klejowych przez a.f. browna [5]. z przeprowadzonej analizy wynika, iż ocena połączeń klejowych z wykorzystaniem transformaty fouriera jest stosunkowo łatwa. wykorzystanie analizy częstotliwościowej w badaniach ultradźwiękowych jest podejściem często stosowanym, pomimo trudności z oceną, identyfikacją i interpretacją uzyskiwanych obrazów na ekranie aparatu ultradźwiękowego oraz niewielkich różnic między uzyskiwanymi obrazami widm. aby móc przeprowadzić analizę częstotliwościową impulsów ultradźwiękowych, niezbędne jest uzyskanie pełnego niewyprostowanego impulsu fali ultradźwiękowej. przykładowy impuls ultradźwiękowy w dziedzinie czasu, uzyskany w badaniach własnych, który poddano transformacie fouriera, przedstawiono na rysunku 1. podstawowymi parametrami widma impulsu ultradźwiękowego, które mogą być akustyczną miarą jakości połączenia, są: pasmo przenoszenia oznaczane jako b oraz częstotliwość maksymalnej amplitudy oznaczana jako fr. pasmo przenoszenia oznacza szerokość impulsu, wyrażoną w hz przy spadku amplitudy o 6 db. w badaniach podjęto próbę wykorzystania jako miary jakości połączeń klejowych także innych parametrów impulsów ultradźwiękowych widma amplitudowo-częstotliwościowego, np. ciśnienia widma impulsu fali ultradźwiękowej w zakresie niskich częstotliwości – do początku pasma przenoszenia (niskoczęstotliwościowe ciśnienie impulsu – pa (rys. 2), ciśnienia widma impulsu fali ultradźwiękowej w zakresie częstotliwości pasma przenoszenia (średnioczęstotliwościowe ciśnienie impulsu – pb) oraz ciśnienia widma impulsu fali ultradźwiękowej w zakresie wysokich częstotliwości – powyżej końca pasma przenoszenia (wysokoczęstotliwościowe ciśnienie impulsu – pc). dodatkowo, w badaniach wykorzystano częstotliwości początku (b1) i końca pasma przenoszenia (b2), nazywane dolną i górną granicą częstotliwości. wybór parametrów widma impulsu fali ultradźwiękowej do oceny jakości połączeń klejowych był podyktowany zauważonymi zmianami widma odpowiadającymi zmianom stanu połączenia, obserwowanymi podczas badań rozpoznawczych. rys. 1. transformata fouriera wybranego impulsu ultradźwiękowego z obszaru połączenia klejowego w funkcji czasu [6]: a) impuls ultradźwiękowy w funkcji czasu, b) obwiednia widma impulsu ultradźwiękowego fig. 1. the fourier transform of the selected ultrasonic pulse from the adhesive joint in the time domain [6]: a) an ultrasonic pulse in the time domain, b) the spectrum envelope of the ultrasonic pulse a) b) 33przegląd spawalnictwa 5/2013 jakość połączenia klejowego wpływa na wyniki analizy częstotliwościowej fali ultradźwiękowej. połączenie może oddziaływać na falę jak filtr dolnolub górnoprzepustowy. w związku z tym, w przypadku badania połączenia klejowego, w którym wystąpią wady, może dojść do większego tłumienia określonych częstotliwości. eksperyment celem prowadzonych badań była ocena możliwości zastosowania metody ultradźwiękowej wykorzystującej transformatę fouriera do oceny połączeń klejowych. w badaniach wykorzystano próbki stalowe (stal 45) przedstawione na rysunku 3. do ich wykonania zastosowano klej cyjanoakrylowy loctite 496. grubość warstwy kleju we wszystkich próbkach była jednakowa, dzięki zastosowaniu stałego docisku łączonych elementów. po wykonaniu krążków przeznaczonych na próbki ich powierzchnie przeznaczone do klejenia przygotowano w taki sposób, aby odtworzyć warunki, jakie mogą wystąpić w czasie wykonywania połączeń klejowych w warunkach przemysłowych. zbiór krążków został podzielony na grupy, które cechowały się różnym przygotowaniem powierzchni. powierzchnie zostały zróżnicowane zarówno pod względem obróbki mechanicznej (szlifowanie, piaskowanie), jak i sposobu ich oczyszczenia (wyczyszczenie preparatem loctite, naniesienie chłodziwa szlifierskiego oraz smaru plastycznego). w pierwszej serii podczas badań na szlifowane powierzchnie klejone naniesiono smar plastyczny. w drugiej i trzeciej serii badawczej na powierzchnie również poddane szlifowaniu naniesiono odpowiednio chłodziwo szlifierskie oraz olej wykorzystywany do obróbki plastycznej. w czwartej serii badawczej powierzchnie po szlifowaniu zostały oczyszczone w sposób zgodny z wymaganiami producenta kleju. kolejne dwie serie badań obejmowały próbki piaskowane elektrokorundem ek40, przy czym w pierwszej z nich na powierzchnie naniesiono olej do obróbki plastycznej, a druga została oczyszczona. dwie ostatnie serie przygotowano podobnie, z tym że do piaskowania użyto elektrokorundu ek60. zrealizowano 8 prób badawczych. po zerwaniu próbek zmierzono siłę, powodującą zniszczenie połączenia. na podstawie uzyskanej siły obliczono naprężenia rozrywające, które spowodowały rozdzielenie połączenia klejowego. zgodnie z założeniem, w wyniku zróżnicowanego przygotowania powierzchni próbek do klejenia, uzyskano różne wartości sił rozrywających. średnie wyniki naprężeń rozrywających uzyskanych dla ośmiu prób przedstawiono w tablicy i. pierwsze badania dotyczyły próbek, w których na powierzchnie klejone naniesiono smar plastyczny, natomiast ostatnie próbek, których powierzchnie przeznaczone do klejenia zostały przygotowane zgodnie z wytycznymi producenta kleju. w badaniach ultradźwiękowych użyto głowicy ds12hb1-6 firmy karl deutsch. głowicę tę wybrano podczas badań rozpoznawczych, w których uzyskano najkorzystniejsze sygnały z wszystkich analizowanych głowic ultradźwiękowych w laboratorium badań nieniszczących. częstotliwość głowicy wynosi 2,12 mhz, co stanowi optymalny zakres częstotliwości dla badania połączeń klejowych. dla częstotliwości powyżej 6 mhz, ze względu na silne tłumienie, nie uzyskano impulsu z dna próbki. we wszystkich próbach wykorzystywano ten sam ośrodek sprzęgający – echotrace karl deutsch. wyniki badań ultradźwiękowych rys. 2. widmo impulsu ultradźwiękowego [6]: fr – częstotliwość maksymalnej amplitudy, b – pasmo przenoszenia, b1 – dolna granica częstotliwości, b2 – górna granica częstotliwości, pa – niskoczęstotliwościowe ciśnienie impulsu, pb – średnioczęstotliwościowe ciśnienie impulsu, pc – wysokoczęstotliwościowe ciśnienie impulsu fig. 2. ultrasonic pulse spectrum [6]: fr – frequency of maximum amplitude, b – transmitted frequency band, b1 – lower frequency limit, b2 – upper frequency limit, pa – low-frequency pulse pressure, pb – medium frequency pulse pressure, pc – high frequency pulse pressure rys. 3. próbka do badań: a) schemat, b) widok fig. 3. sample for tests: a) scheme, b) the view of sample tablica i. zestawienie średnich wartości naprężeń rozrywających uzyskanych w badaniach właściwości mechanicznych dla poszczególnych serii badawczych table i. the mean tensile strength founded out in the mechanical properties tests for separate series nr serii 1 2 3 4 5 6 7 8 rm, mpa 1,04 9,23 19,31 26,47 23,01 41,40 23,91 39,56 a) b) 34 przegląd spawalnictwa 5/2013 tablica ii. zestawienie wartości parametrów impulsów ultradźwiękowych w dziedzinie częstotliwości: fr – częstotliwość maksymalnej amplitudy, b – pasmo przenoszenia, b1 – dolna granica częstotliwości, b2 – górna granica częstotliwości, pa – niskoczęstotliwościowe ciśnienie impulsu, pb – średnioczęstotliwościowe ciśnienie impulsu, pc – wysokoczęstotliwościowe ciśnienie impulsu table ii. the ultrasonic pulse parameters values in the frequency domain: fr – frequency of maximum amplitude, b – transmitted frequency band, b1 – lower frequency limit, b2 – upper frequency limit, pa – low-frequency pulse pressure, pb – medium frequency pulse pressure, pc – high frequency pulse pressure nr serii parametr sygnału w dziedzinie częstotliwości fr mhz b mhz b1 mhz b2 mhz pb pa pc 1 2,81 3,27 1,25 4,52 2,09 0,28 0,70 2 3,35 3,27 1,37 4,64 2,08 0,23 0,78 3 2,49 2,44 1,35 3,79 2,09 0,22 0,29 4 3,22 2,81 1,44 4,24 2,01 0,20 0,59 5 2,52 2,47 1,40 3,87 2,10 0,19 0,27 6 2,61 2,59 1,41 4,00 2,17 0,18 0,32 7 2,38 2,53 1,37 3,90 2,12 0,19 0,31 8 2,51 2,19 1,38 3,84 2,08 0,18 0,29 tablica iii. zestawienie współczynników korelacji między parametrem ultradźwiękowym w dziedzinie częstotliwości a mechaniczną miarą jakości połączenia (oznaczenia jak w tabl. ii) table iii. ultrasonic in frequency domain and mechanical joint quality correlation coefficient (designation acc to table ii) parametr ultradźwiękowy fr mhz b mhz b1 mhz b2 mhz pb pa pc współczynnik korelacji -0,40 -0,79 0,73 -0,68 0,27 -0,90 -0,70 literatura [1] adams r.d., drinkwater b.w.: nondestructive testing of adhesively-bonded joint. ndt&e international, vol. 30, 1997, 2, s. 93-98. [2] cawley p., allin j.m., lowe m. j. s.: adhesive disbond detection of automotive components using first mode ultrasonic resonance. ndt&e international, vol. 36, 7, 2003, s. 503-514. [3] grondel s., delebre ch., assai j et al.: fatigue crack monitoring of riveted aluminum strap joints by lamb wave analysis and acoustic emission measurement techniques, ndt&e international, vol. 35, 3, 2002, s. 137-146. realizowanych z wykorzystaniem transformaty fouriera zamieszczono w tablicy ii. wyznaczono także wartości współczynników korelacji między właściwościami mechanicznymi a parametrami ultradźwiękowymi. uzyskane wyniki zawarto w tablicy iii. mimo że współczynniki korelacji dla wybranych parametrów są wysokie, praktyczne zastosowanie wyników badań wymaga prowadzenia dalszych prac badawczych i pełniejszego rozpoznania zachodzących zjawisk fizycznych. wnioski uzyskane wyniki badań laboratoryjnych pozwalają na ilościową ocenę jakości połączeń klejowych. wyznaczono zależności między wybranymi parametrami impulsów ultradźwiękowych analizowanych w dziedzinie częstotliwości i właściwościami wytrzymałościowymi tych połączeń (tabl. iii). praktyczne zastosowanie wyników badań wymaga dalszych prac. [4] deputat j.: postępy w ultradźwiękowych badaniach materiałów, część i. przegląd mechaniczny, hz. 21, 1996, s. 5-10. [5] pilarski a.: ocena wytrzymałości adhezyjnej połączeń warstwowych za pomocą metod ultradźwiękowych. rozprawa doktorska, ippt pan, warszawa, 1983 (biblioteka ippt pan). [6] kowalczyk j.: ocena połączeń klejonych metodą ultradźwiękową, rozprawa doktorska, politechnika poznańska, poznań 2009 (biblioteka politechniki poznańskiej). część badań wykorzystanych w niniejszym opracowaniu wykonano w ramach projektu promotorskiego nr n n503 1308 33. w następnym numerze krzsztof dutka, jan stabryła analiza przyczyn niskiej trwałości złącza spawanego wału inspektomatu ryszard pakos próba zginania doczołowych złączy spawanych – wymagania podstawowe i alternatywne tomasz piwowarczyk, aleksandra małachowska, paweł sokołowski tendencje rozwojowe zgrzewania łukiem wirującym w aspekcie zastosowań w przemyśle samochodowym lesław sozański, paweł sokołowski normalizacja wykrywania i oceny powierzchniowych niezgodności spawalniczych winnicki marcin, małachowska aleksandra, sokołowski paweł wpływ stereometrii powierzchni na właściwości adhezyjne warstwy naniesionej metodą lpcs ps 001 2016 www.pdf 69przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 badania ultradźwiękowe płyt włóknisto-cementowych ultrasonic testing of fibre-cement boards mgr inż. tomasz dębowski; dr inż. marcin lewandowski; dr inż. sławomir mackiewicz; dr hab. inż. zbigniew ranachowski,  prof. ippt pan – instytut podstawowych problemów techniki polskiej akademii nauk w warszawie; dr hab. inż. krzysztof  schabowicz – politechnika wrocławska. autor korespondencyjny/corresponding author: k.schabowicz@pwr.edu.pl streszczenie w artykule przedstawiona została możliwość lokalizacji delaminacji w płycie włóknisto-cementowej za pomocą specjalnie do tego celu skonstruowanego urządzenia wykorzystującego metodę ultradźwiękową i fale podłużne. przeprowadzono badania na trzech rodzajach płyt. stwierdzono, że proponowana metoda diagnostyczna umożliwia wykrywanie lokalnych nieciągłości, np. obszarów o obniżonej zwartości, czy delaminacji w płytach włóknisto-cementowych na obszarze średnicy wiązki metodą estymacji prędkości fali ultradźwiękowej. zaletami metody są niewielkie wymiary urządzenia i krótki czas badania. słowa kluczowe: płyty włóknisto-cementowe; badania nieniszczące; ultradźwięki abstract this article presents the possibility of delamination location in the fiber-cement board using a specially-designed device operating on the principle of ultrasonic method and measuring of longitudinal waves velocity. studies were carried out on three types of board. it was found that the proposed diagnostic method allows detection of local discontinuities, eg. the areas of reduced compactness, or delamination in fiber-cement boards in the area of the beam diameter by an estimation velocity of ultrasonic waves. the advantages of the method are: small dimensions of the device and short duration of the study. keywords: fibre-cement boards; nondestructive evaluation; ultrasonic wstęp projektowane obecnie elewacje budynków charakteryzują się atrakcyjnym wyglądem i podwyższona odpornością na degradujące czynniki atmosferyczne. na rynku materiałów budowlanych znajduje się wiele materiałów i inwestor często staje przed problemem jaki materiał wybrać do realizacji swojej inwestycji, w tym również elewacji. korzysta on wówczas najczęściej z podpowiedzi architekta. w architekturze można zaobserwować obecnie trend, w którym bardzo popularne staje się wykonywanie elewacji w postaci tzw. elewacji wentylowanej z zastosowaniem różnego rodzaju okładzin, a w szczególności okładzin z płyt włóknistocementowych. jest to materiał obecnie często stosowany. przykładową tego typu elewację pokazano na rysunku 1. historia związana z płytami włóknisto-cementowymi sięga już ponad 115 lat i związana jest z czeskim inżynierem ludwikiem hatschekiem, który to opatentował materiał budowlany pod nazwą „eternit” [1,2]. materiał ten zawierał wówczas włókna azbestowe, które dzisiaj stały się materiałem niedozwolonym do stosowania i zastąpione je włóknami celulozowymi [1,2]. płyty wytwarzane z zastosowaniem tych włókien zawierają ponadto ok. 55%-65% cementu, a pozostałą część stanowią wypełniacze (najczęściej mączka wapienna) oraz dodatki i domieszki. wytwarzany z takich składników materiał zyskał na popularności ze względu na swoja dużą trwałości i wytrzymałość na zginanie oraz odpornością na wilgoć i korozję biologiczną [1÷3]. tomasz dębowski, marcin lewandowski, sławomir mackiewicz, zbigniew ranachowski, krzysztof schabowicz przeglad welding technology review jak każdy wyrób budowlany płyty włóknisto-cementowe muszą posiadać odpowiednie dopuszczenia umożliwiające ich zastosowanie w budownictwie. elementem takiego dopuszczenia są odpowiednie badania, związane przede wszystkim z kontrolą jakości płyt w trakcie ich produkcji. kontrola ta oparta jest głównie na badaniach wizualnych dotyczących powierzchni płyty. brakuje jednak metod badawczych umożliwiających pozyskanie informacji o strukturze wewnętrznej materiału, szczególnie jeżeli chodzi o delaminacje (rozwarstwienie) płyty, bo wada ta ma istotny wpływ między innymi na ich trwałość, użytkowanie i eksploatację [4÷7]. autorzy pracy zaproponowali do takiego badania wykorzystanie nieniszczącej metody ultradźwiękowej z zastosowaniem do tego celu zbudowanego urządzenia wykorzystującego fale podłużne. rys. 1. widok fragmentu budynku z elewacją wentylowaną fig. 1. partial view of the building with ventilated facade 70 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 opis metody badawczej na rysunku 2 pokazano zbudowaną do badania delaminacji płyt włóknisto-cementowych aparaturę ultradźwiękową wykorzystującą fale podłużne. zasadniczą jej częścią jest uchwyt z zamocowanymi głowicami ultradźwiękowymi. zastosowano głowice typu omniscan firmy panametrics o częstotliwości rezonansowej 1mhz i średnicy 19 mm. rys.  2. urządzenie ultradźwiękowe do badania delemaniacji płyt włóknisto-cementowych: a) schemat urządzenia, b) widok urządzenia; 1 – płyta włóknisto-cementowa, 2 – przeguby uchwytu, 3 – głowice ultradźwiękowe, 4sztywne wysięgniki umożliwiających dokonywanie pomiaru na całej powierzchni badanej płyty, 5 – sprężynowy mechanizm dociskowy umieszczony wewnątrz uchwytów fig. 2. ultrasound device for fiber-cement boards delamination testing: a) schematic diagram, b) view of the device; 1 – fiber-cement board, 2 – joints grabs, 3 – ultrasound heads, 4 – rigid booms allow to measure the entire area of the test plate, 5 – spring-loaded clamping mechanism placed inside the brackets docierającym do głowicy odbiorczej. prędkość podłużnej fali ultradźwiękowej vl jest wyznaczana ze wzoru (1): vl.= 2g./ (t2 -.t1) + c gdzie: t1 i t2 oznaczają opóźnienia czasu rejestracji pierwszego i drugiego echa docierającego do głowicy odbiorczej, mierzone w mikrosekundach względem początku impulsu nadawczego, g oznacza grubość płyty włókno-cementowej, a c oznacza poprawkę wyznaczaną na podstawie pomiaru prędkości fali ultradźwiękowej wykonanej na znormalizowanym wzorcu o znanej grubości i prędkości fali ultradźwiękowej. rozdzielczość w dziedzinie czasu zastosowanego defektoskopu cyfrowego wynosi 10 ns. głowice umieszczone są w ruchomych przegubach umożliwiających docisk głowic do badanej płyty włóknisto-cementowej równomiernie na całych powierzchniach czołowych. dodatkowo uchwyt jest wyposażony w sprężynę umożliwiającą pewny docisk głowic do powierzchni badanych płyt. przed procesem wykrywania delaminacji powierzchnię płyty włóknisto-cementowej zabezpiecza się przezroczystą folią samoprzylepną, a powierzchnie czołowe ultradźwiękowych głowic nadawczej i odbiorczej pokrywa cienką warstwą gęstego żelu silikonowego. rozwiązanie takie umożliwia wykrywanie delaminacji o długości powyżej 10 mm w płytach włóknisto-cementowych o grubości w zakresie 4÷40 mm. ponadto proces wykrywania delaminacji jest wykonywany w sposób nie naruszający struktury badanego obiektu, pomiar prędkości fali ultradźwiękowej jest w sposób zautomatyzowany i w czasie nie przekraczającym jednej sekundy. przykładowe badania badania eksperymentalne przeprowadzone przy wykorzystaniu zbudowanego urządzenia ultradźwiękowego. głównym celem badań było poszukiwanie imperfekcji w materiale płyty na podstawie analizy prędkości podłużnej fali ultradźwiękowej. pojawienie się wady w materiale charakteryzowało się obserwowaną skokową zmianą tej prędkości. w tablicy i przedstawiono rodzaje płyt włóknisto-cementowych wykorzystanych do badań. natomiast na rysunku 3 pokazano przykładowe badanie przy wykorzystaniu zbudowanego urządzenia ultradźwiękowego. w tablicy ii zebrano parametry otrzymane z badań płyt włóknisto-cementowych w tym wytrzymałość na zginanie i prędkość podłużnej fali ultradźwiękowej. natomiast b)a) sposób wykrywania delaminacji w płytach włókno-cementowych polega na pomiarze lokalnych zmian prędkości podłużnej fali ultradźwiękowej i porównania ich z prędkością podłużnej fali ultradźwiękowej we wzorcowej próbce badanego materiału pozbawionej delaminacji. prędkość podłużną fali ultradźwiękowej wyznacza się stosując zamocowaną w elemencie pozycjonującym parę głowic ultradźwiękowych o średnicy wiązki ultradźwiękowej nie przekraczającej 20 mm, zapewniającym pewne i powtarzalne sprzężenie z badanym obiektem. sygnał elektryczny z głowic nadawczej i odbiorczej, umieszczonych po obu stronach badanej płyty włóknisto-cementowej jest przesyłany do cyfrowego defektoskopu ultradźwiękowego umożliwiającego określenie odstępu czasu pomiędzy pierwszym a drugim echem 1) oznaczenie płyty a b c rodzaj płyty włóknisto-cementowa barwiona w masie włóknisto-cementowa włóknisto-cementowa grubość płyty [mm] 8 8 10 gęstość objętościowa [kg/m3] 1200 1000 1800 widok płyty tablica i. rodzaje płyt włóknisto-cementowych wykorzystanych do badań table i. types of fiber cement boards used for tests 71przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 oznaczenie płyty a b c wytrzymałość  na zginanie [mpa] 13,98 9,45 9,34 prędkość podłużnej fali  ultradźwiękowej [km/s] 2,20 1,15 2,69 rys.  3. badanie płyty włóknisto-cementowej zbudowanym urządzeniem ultradźwiękowym fig.  3. test of fiber-cement board using ultrasonic device rys. 4. zależność prędkości fali ultradźwiękowej w funkcji gęstości objętościowej badanych płyt fig. 4. the dependence of ultrasonic wave velocity as a function of the bulk density of the tested boards tablica ii. parametry otrzymane z badań płyt włóknisto-cementowych table ii. the parameters obtained with fiber cement boards rys. 5. płyta włóknisto-cementowej z delaminacją wraz z wykresem zależności prędkości fali ultradźwiękowej w funkcji gęstości objętościowej badanych płyty bez delaminacji i z delaminacją (linia czerwona) fig. 5. fiber-cement board with delamination along with a graph of ultrasonic wave velocity as a function of bulk density of respondents board without delamination and the delamination (red line) podsumowanie w artykule przedstawiona została możliwość lokalizacji delaminacji w płycie włóknisto-cementowej za pomocą specjalnie do tego celu skonstruowanego urządzenia wykorzystującego metodę ultradźwiękową, ultradźwiękowe fale podłużne. proponowana metoda diagnostyczna umożliwia wykrywanie lokalnych nieciągłości, np. obszarów o obniżonej zwartości, czy delaminacji w płytach włóknisto-cementowych na obszarze średnicy wiązki metodą estymacji prędkości fali ultradźwiękowej. zaletami metody są niewielkie wymiary urządzenia i krótki czas badania. literatura [1] informacje ze strony internetowej: http://www.euronit.de/ [2] informacje ze strony internetowej: http://www.cembrit.com/ [3] pn-en 12467:2013-03e płyty płaskie włóknisto-cementowe. charakterystyka wyrobu i metody badań. [4] drelich r., gorzelańczyk t., pakuła m., schabowicz k.: automated control of cellulose fibre cement boards with a non-contact ultrasound scanner, automation in construction, 57, s. 55-63, 2015. [5] gorzelańczyk t., schabowicz k.: non-destructive testing of moisture in cellulose fiber cement boards, 11th european conference on non-destructive testing (ecndt), prague, 2014. [6] gorzelańczyk t., schabowicz k.: badania płyt włóknisto-cementowych zawierających materiały z recyklingu, materiały budowlane, nr 10, s. 27-29, 2015. [7] schabowicz k., ranachowski z., jóźwiak-niedźwiedzka d., radzik ł., kudela jr. s., dvorak t.: application of x-ray microtomography to quality assessment of fibre cement boards, construction and building materials, vol. 110, s. 182-188, 2016. [8] tomasz gorzelańczyk, krzysztof schabowicz: nieniszczące badania płyt włóknisto-cementowych metodą dielektryczną, przegląd spawalnictwa, 11/2014 s. 24-27. [9] jacek szelążek: próbki szklane grawerowane laserowo jako wzorce dwójłomności w badaniach ultradźwiękowych, przegląd spawalnictwa, 11/2014 s. 11-13. zbadano dwa wycinki z płyty o oznaczeniu „c” – wzorcowej i ze stwierdzonymi na przełomach delaminacjami. w obszarach delaminacji występowało obniżenie mierzonej prędkości fal ultradźwiękowych o co najmniej 15% lub brak przejścia wiązki, co przedstawiono w sposób poglądowy przy pomocy czerwonej linii na rysunku 5. na podstawie badań 12 próbek płyt, w tym 3 z wadami postawiono tezę, że stosując w/w metodę jest możliwe wykrycie delaminacji na obszarze średnicy wiązki (ø19 mm) metodą estymacji prędkości fali ultradźwiękowej jako średniej z 10 pomiarów punktowych. na rysunku 4 przedstawiono zależność prędkości fali ultradźwiękowej w funkcji gęstości objętościowej badanej płyty włóknisto-cementowej. na wykresie zaznaczono 5% zakresy niepewności mierzonych wielkości i krzywą regresji. należy w tym miejscu wyjaśnić, że prędkość fali ultradźwiękowej nie zależy od wytrzymałości na zginanie płyt. ma na nią jednak wpływ gęstość objętościowa płyt. 201501_pspaw.pdf 16 przegląd spawalnictwa vol. 87 1/2015 automatyzacja i robotyzacja procesu montażu i spawania profili walcowanych – część 1 – historia automation and robotics of assembly and welding processes of rolled sections – part one – history jacek słania roman dziędzioł dr hab. inż. jacek słania, prof. pcz – politechnika częstochowska, mgr inż. roman dziędzioł – zekon sp. z o.o. ruda śląska. autor korespondencyjny/corresponding author: jacek_slania@poczta.onet.pl wstęp w dobie rosnącego poziomu konkurencji na rynku wzrasta zapotrzebowanie na nowoczesne rozwiązania zwiększające produktywność przedsiębiorstw i umożliwiające wytwarzanie produktów o jak najwyższej jakości przy jak najniższym zużyciu materiałów i w jak najkrótszym czasie. jest to spowodowane rosnącymi wymaganiami jakościowymi streszczenie w artykule przedstawiono krótką historię robotyzacji, od prostych urządzeń automatycznych do skomplikowanych robotów przemysłowych. podano podstawowe informacje dotyczące budowy zrobotyzowanych linii produkcyjnych oraz wykorzystanych w nich urządzeń z zakresu różnych dziedzin nauki i techniki. opisano budowę robotów, zasady działania i sterowania nimi z naciskiem na roboty przemysłowe, głównie spawalnicze. publikacja jest wstępem do kolejnego artykułu opisującego pionierskie urządzenie do zrobotyzowanego montażu i spawania profili walcowanych steel beam assembler of welder (sba) firmy zeman & co. słowa kluczowe: robot, robotyzacja, proces spawania abstract the article presents a brief history of robotics from the simple automatic devices to the complex industrial robots. it contains the basic information relating to the structure of robotized production lines, and devices used from different science and technique areas. it describes a structure of robots, rules of operation and control, mainly industrial robots, especially welding. it is an introduction to another article which depicts a pioneering device called steel beam assembler of welder (sba) by zeman & co company used to a robotized assembly and welding of rolled sections. keywords: robot, robotics, welding process projektowanych konstrukcji, jak i optymalizacją procesów wytwarzania oraz kontroli jakości produkcji. rozwiązaniem, które może sprostać tym wymaganiom i spełnić powyższe warunki, jest robotyzacja procesów produkcyjnych, czyli zastępowanie funkcji intelektualnych, fizjologicznych i energetycznych ludzi – pracą robotów przemysłowych [1]. 17przegląd spawalnictwa vol. 87  1/2015 gałęzią przemysłu, która stawia robotyzacji wysokie wymagania, jest spawalnictwo. nie chodzi tutaj o wykonywanie prostych powtarzalnych czynności, jak chociażby zgrzewanie w motoryzacji, czy spawanie np. blachownic, które ogranicza się przeważnie do jednej pozycji spawania, takimi samymi parametrami, ale o kompleksowe wykorzystanie wszystkich możliwości, jakie niesie ze sobą robotyzacja. mowa tu o urządzeniach, które są w stanie samodzielnie bez pomocy człowieka uzbroić i pospawać skomplikowane elementy konstrukcji stalowych. rola człowieka ogranicza się w tym przypadku jedynie do programowania i obsługi urządzenia. w tej materii dopiero raczkujemy, a związane jest to z problemami, jakie napotykają konstruktorzy tych maszyn. problemy te to przede wszystkim ogromna różnorodność produkowanych profili walcowanych (od dwuteowników przez profile zamknięte do rur), a także skomplikowane rozwiązania narzucane przez projektantów konstrukcji stalowych. gałęzie techniki wykorzystywane w maszynach do automatycznego uzbrojenia i spawania profili stalowych zakres dziedzin nauki i gałęzi techniki wykorzystywanych do budowania, a także funkcjonowania urządzeń do automatycznego uzbrojenia i spawania profili stalowych łączy w sobie całą gamę najnowszych, a także sprawdzonych rozwiązań z różnych obszarów wiedzy od mechaniki, automatyki poprzez elektronikę do informatyki. zbudowanie tak złożonych i wszechstronnych maszyn wymaga współpracy wielu zespołów specjalistów z różnych dyscyplin nauki, którzy swoją wiedzę popierają ogromnym doświadczeniem. nie należy przy tym zapomnieć o znajomości zagadnień z dziedziny ekonomii, które powinny stanowić podstawę całego przedsięwzięcia. budowa tego typu urządzeń wykorzystuje w szerokim zakresie różnego rodzaju elementy, zespoły oraz układy automatyczne, do których należą: a) elementy i układy wykonawcze wprawiające w ruch mechanizmy maszyn, np.: – siłowniki elektryczne (liniowe bądź wahadłowe) zbudowane z silnika elektrycznego oraz redukcyjnej przekładni zębatej, – siłowniki pneumatyczne wykorzystujące energię sprężonego powietrza,siłowniki hydrauliczne napędzane energią cieczy pod ciśnieniem; b) zawory sterujące i rozdzielające stosowane do regulacji i utrzymywania wymaganej wartości ciśnienia w instalacji lub w konkretnym odbiorniku, a także do sterowania kierunkiem przepływu powietrza do odpowiednich komór siłownika; c) systemy sensoryczne informujące o położeniu, przemieszczaniu i ruchu maszyny lub urządzenia, które mają za zadanie przetworzyć bodźce zewnętrzne na mierzalny sygnał elektryczny. możemy tu wyróżnić czujniki obecności, położenia, ciśnienia, przepływu, prędkości, siły itp.; d) systemy skanujące i wizyjne mające zastosowanie m.in. do rozpoznawania kształtu elementów (np. blach), sprawdzania kompletności montażu, odczytywania kodów kreskowych, nadzoru nad procesem produkcji itd.; e) elementy informacyjne i wskaźnikowe służące do komunikowania się operatora z urządzeniem. należą do nich: – sygnalizatory świetlne i dźwiękowe, – wyświetlacze cyfrowe, – wyświetlacze alfanumeryczne, – terminale tekstowe, – terminale graficzne, – monitory komputerowe, f) urządzenia sterujące, czyli układy, w których przetwarzane są polecenia (informacje) na sygnały zarządzające i sterujące obiektami. do tej grupy możemy zaliczyć: – regulatory, – sterowniki plc (programowalne sterowniki logiczne), których podstawą działania jest cyklicznie realizowany program pracy sterownika. – sterowniki komputerowe [2]. aby wszystkie ww. składniki mogły wspólnie funkcjonować, całość musi być powiązana ze sobą najważniejszym elementem, czyli potężnym oprogramowaniem komputerowym. w całość wkomponowana jest wiedza i technologia spawalnicza, która musi sprostać ostrym i sprecyzowanym w odpowiednich normach wymaganiom. stworzenie tak złożonych urządzeń jest możliwe tylko dzięki połączeniu i dogłębnej znajomości wielu gałęzi nauki i techniki, czyli: inżynierii przemysłowej, informatyki, fizyki i matematyki, elektryczności, mechaniki i ekonomii. robotyka robotyka jest interdyscyplinarną dziedziną wiedzy technicznej, która zajmuje się budową robotów, proich gramowaniem, sterowaniem i zastosowaniem w praktycznie każdej dziedzinie działalności ludzkiej – od przemysłu, medycyny, administracji – poprzez transport, usługi, rolnictwo, budownictwo, aż do celów wojskowych i podboju przestrzeni kosmicznej [3]. robotyka jest dziedziną nauki wykorzystującą wiedzę z takich dyscyplin jak teoria sterowania, teoria decyzji, teoria sygnałów i systemów, telekomunikacja, informatyka, mechanika, elektronika i mechatronika, problematyka sterowania, inteligencja maszynowa, projektowanie i zastosowanie manipulatorów oraz robotów. 18 przegląd spawalnictwa vol. 87 1/2015 robotykę można podzielić na dwie grupy: – robotykę. ogólną, która obejmuje zagadnienia ekonomiczne, społeczne, ochrony i bezpieczeństwa pracy, terminologii i oznaczeń, a także perspektywy rozwoju; – robotykę.teoretyczną (teorię manipulatorów i robotów), dotyczącą układów napędowych, mechanicznych, sensorycznych, sterowania i programowania [3]. podstawowe pojęcia w robotyce to manipulator i robot. manipulatorem nazywamy mechanizm przeznaczony do realizacji niektórych funkcji kończyn górnych człowieka spełniający funkcję manipulacyjną realizowaną przez chwytak i wysięgnikową wykonywaną przez ramię manipulatora. natomiast robotem według encyklopedii powszechnej pwn nazywane jest „urządzenie (maszyna) przeznaczone do realizacji niektórych czynności manipulacyjnych, lokomocyjnych, informatycznych i intelektualnych człowieka [4].” historia rozwoju robotyki według przekazów historycznych już w starożytności pojawiły się pierwsze automaty. w pierwszym wieku p.n.e. archytas z tarentu wykonał kilka zabawek mechanicznych, m.in. mechanicznego gołębia, który podobno potrafił latać. w średniowieczu budowano różnego rodzaju mechanizmy napędzane energią przepływającej wody, czy też siłą ciężkości. powstawały wtedy ruchome figury przypominające wyglądem człowieka i naśladujące niektóre jego funkcje, np. otwieranie drzwi, bądź witanie wchodzących. później zaczęto budować coraz bardziej skomplikowane maszyny, wykorzystując energię zmagazynowaną w sprężynach, przekazywaną przez koła zębate do elementów wykonujących odpowiednie zadania, np. do zegarów poruszających figurkami. słowo „robot” pojawiło się pierwszy raz w dramacie fantastyczno-naukowym z 1920 r „r.u.r. – rossum’s universal robots”. autor karel capek terminem tym nazwał maszynę (istotę) zastępującą człowieka w najbardziej uciążliwych pracach [3]. początek xx w. przyniósł prace nad robotami człekokształtnymi z wykorzystaniem elektryczność (silników napędowych, mikrofonów, głośników, fotokomórek), które mogły wykonywać proste polecenia. przemysłowe zastosowanie, a więc początek robotyki przemysłowej datuje się na rok 1947, kiedy to w stanach zjednoczonych zbudowano pierwszy teleoperator z serwonapędami elektrycznymi. natomiast pierwszy programowalny robot został zbudowany w 1954 r. przez george’a devola. prawa do robota devola zakupił joseph engelberger i założył pierwszą na świecie firmę produkującą roboty unimation company. roboty firmy engelbergera pojawiły się w przemyśle samochodowym w 1961 r., gdzie znalazły zastosowanie do obsługi ciśnieniowej maszyny odlewniczej w firmie general motors [2]. w końcu lat 60 ub.w. powstały pierwsze ośrodki badawcze i fabryki robotów w europie i japonii. od tego czasu trwały intensywne prace rozwojowe nad systemami sterowania, kinematyką robotów, komunikacją, powstały pierwsze języki programowania. zastosowanie tranzystorów spowodowało gwałtowny rozkwit takich dziedzin nauki jak elektronika i informatyka, a to w ogromnym stopniu wpłynęło na tempo rozwoju robotyki. prace rozwojowe i różnorodność zastosowań robotów spowodowała, że dyscyplina nauki ulegała i w dalszym ciągu ulega coraz większej specjalizacji i podziałom. głównym kryterium podziału wg portalu asimo.pl jest sposób wykorzystania robotów. pod tym względem dzieli się je na: – roboty eksperymentalne i badawczo – rozwojowe, – roboty wojskowe i policyjne, – roboty do użytku osobistego i w domu, – roboty do użytku publicznego, – roboty eksploracyjne, poszukiwawcze i kosmiczne, – roboty do rozrywki, zabawki i edukacyjne, – roboty społeczne, osobiste, interaktywne i terapeutyczne, – zrobotyzowane środki transportu, autonomiczne samochody, – roboty medyczne i okołomedyczne, – roboty przemysłowe [5]. warto w tym miejscu wspomnieć o generacjach robotów, które związane są z rozwojem robotyki. można wyróżnić trzy generacje: – roboty. i. generacji. (nauczane), które mają własną programowalną pamięć i pracują ściśle według zadanych rozkazów. charakteryzują się brakiem samodzielności, nie mają sprzężeń zwrotnych. – roboty.ii.generacji.(uczące.się), które dzięki zastosowaniu czujników i systemów wizyjnych potrafią rozróżniać kształty i położenia obiektów. mają sprzężenie zwrotne, dzięki czemu reagują na zmiany w otoczeniu robota. – roboty. iii. generacji. (inteligentne) są wyposażone w różnego rodzaju analizatory, które dokonują pomiarów parametrów otoczenia i za pomocą rys. 1. unimate – pierwszy na świecie robot przemysłowy (opracowany przez g. devola, j. engelbergera) fig. 1. unimate – the first industrial robot in the world (designed by g. devol, j. engelberger) 19przegląd spawalnictwa vol. 87  1/2015 tzw. sztucznej inteligencji mają możliwość adaptacji do zmieniających się warunków (ciągłe aktualizowanie programu pracy). roboty w przemyśle spośród wymienionych w poprzednim rozdziale grup robotów najważniejsze są roboty przemysłowe, które są największą i najistotniejszą grupą nie tylko ze względu na ilość i różnorodność zastosowań, ale także z punktu widzenia ekonomii i gospodarki. według pn_en iso8373:2001: „manipulacyjny robot przemysłowy jest automatycznie sterowaną, programowaną, wielozadaniową maszyną manipulacyjną o wielu stopniach swobody, posiadającą własności manipulacyjne lub lokomocyjne, stacjonarną lub mobilną, dla ważnych zastosowań przemysłowych [6].” w literaturze można spotkać różne ujęcia klasyfikacji robotów przemysłowych, np. ze względu na rodzaj budowy, sterowania, mobilność, precyzję pozycjonowania itd. poniżej przedstawiono ogólny schemat podziału robotów przemysłowych ze względu na strukturę kinematyczną. rys. 2. klasyfikacja robotów przemysłowych ze względu na strukturę kinematyczną [3] fig. 2. classification of industrial robots due to a kinematic structure [3] pokazany schemat jest bardzo ważny ze względu na kinematykę, która jest jednym z podstawowych zagadnień zastosowań i budowy robotów. ogólną budowę robota przemysłowego wyróżnia: – część mechaniczna (manipulator), czyli ramię lub układ kilku ramion, – napędy ramion robota, – układ sterowania (komputer sterujący), – oprzyrządowanie ramienia (narzędzia), – sensory (czujniki), – zewnętrzne źródło zasilania. do parametrów decydujących o możliwościach zastosowania robotów w przemyśle możemy zaliczyć: – liczbę osi, – liczbę stopni swobody, – przestrzeń roboczą, – kinematykę, – udźwig robota, – prędkości i przyspieszenia mechanizmów, – powtarzalność i dokładność pozycjonowania, – kontrolę trajektorii ruchu, – źródło energii napędów, – niezawodność, – podatność statyczną na obciążenia. parametry te są brane pod uwagę podczas konstruowania robotów w zależności od ich przeznaczenia, które jest bardzo szerokie i obejmuje wszystkie gałęzie przemysłu. można tu wymienić m.in. roboty spawalnicze, montażowe, pakujące, paletyzujące, malarskie, do obróbki materiałów, do manipulowania obiektami, do załadunku i owijania palet, transportujące, roboty do utylizacji i zabezpieczania odpadów przemysłowych, dozujące i napełniające, inspekcyjne, testujące itd. szybki rozwój automatyzacji w przemyśle jest bardzo mocno związany z robotyzacją systemów wytwarzania. zrobotyzowany system wytwarzania można przedstawić jako zbiór powiązanych ze sobą podsystemów składowych (rys. 4), takich jak: podsystem sterowania, kontroli i diagnostyki, technologiczny, transportu, magazynowania, robot jako podsystem manipulacji oraz podsystem oprzyrządowania (chwytaki, narzędzia) [3]. rys. 3. schemat blokowy robota przemysłowego fig. 3. a block diagram of an industrial robot rys. 4. struktura funkcjonalna systemów wytwarzania [3] fig. 4. a functional structure of production systems [3] 20 przegląd spawalnictwa vol. 87 1/2015 powyższy schemat jest ogólnym przedstawieniem powiązań między poszczególnymi podsystemami tworzącymi całość systemów wytwarzania i pokazuje zasadę budowy takich maszyn, jakim jest np. urządzenie do automatycznego uzbrajania i spawania profili stalowych sba, które zostanie opisane w następnym artykule. robotyzacja procesów spawania spośród wszystkich gałęzi przemysłu robotyzacja najszerzej weszła do procesów spawalniczych. powodem takiego stanu rzeczy jest poprawa wydajności, warunków pracy i jakości. wzrost wydajności wynika z faktu, że robot w porównaniu do spawacza „nie męczy się”, więc pracuje ciągle w takim samym tempie, czego efektem jest dużo większy współczynnik wykorzystania łuku elektrycznego (stosunek czasu jarzenia się łuku spawalniczego do czasu potrzebnego na wykonanie wszystkich spoin wyrażony w procentach), a także z prędkości przemieszczania się uchwytu spawalniczego między spoinami. robot ma łatwiejszy dostęp do spoin, a co za tym idzie nie ma konieczności przezbrajania stanowiska. oprócz tego zapewnia stabilną jakość wykonania spoin. robotyzacja procesu pozwala także ograniczyć zagrożenia, na jakie są narażeni spawacze, czyli emisję szkodliwych gazów, par metali, promieniowanie, hałas, poparzenia itp. kolejnym atutem zastosowania robotów jest zwiększenie konkurencyjności, innowacyjności i prestiżu przedsiębiorstwa. najczęstszymi metodami stosowanymi w zrobotyzowanych technikach spawalniczych są: – spawanie łukowe, – zgrzewanie oporowe, – przecinanie plazmowe i laserowe. rys. 5. robot spawalniczy kuka kr16 hw fig. 5. welding robot kuka kr16 hw w przypadku spawania łukowego najczęściej wykorzystuje się spawanie łukowe elektrodą topliwą w osłonie gazowej mig (metal.inert.gas), mag (metal. aktive. gas), oraz spawanie łukowe elektrodą nietopliwą w osłonie gazu obojętnego tig (tungsten.inert. gas). metody te ze względu na swój charakter pozwalają w stosunkowo prosty sposób zrobotyzować proces spawania, gdyż nie jest konieczne zamontowanie na ramionach robota całej ciężkiej spawarki, lecz jedynie lekkiego palnika, połączonego z resztą urządzenia za pomocą elastycznych przewodów [8]. w zależności od zadania technicznego każde zrobotyzowane stanowisko do spawania ma inny indywidualny charakter, ale można przyjąć pewien schemat budowy, który jest oparty na następujących elementach: – robot przemysłowy, – pozycjoner (urządzenie pozycjonująco – manipulacyjne), – źródło prądu, – podajnik drutu [3]. rys. 6. schemat blokowy zrobotyzowanego stanowiska spawalniczego fig. 6. a block diagram of a robotized welding place roboty stosowane do celów spawalniczych są to najczęściej roboty przegubowe o sześciu stopniach swobody, które powinny mieć następujące funkcje wykorzystywane w procesie spawania: – możliwość różnych wzorów ruchów oscylacyjnych, niezbędnych do wykonywania szerokich spoin, zapisanych w pamięci robota. – ponowny zapłon łuku. w razie nieudanego zapłonu łuku robot automatycznie przesuwa się w zaprogramowanym kierunku i ponownie próbuje zapoczątkować łuk. – automatyczne uwalnianie przyspawanego drutu. – nakładanie spoiny. w przypadku wznawiania spawania robot automatycznie cofa się, uzyskując gładką ciągłą spoinę. – wznawianie pracy. w razie awarii zasilania jest zapamiętany dokładny stan robota, który po wznowieniu zasilania ponawia pracę dokładnie w miejscu jego zaniku. – automatyczne kalibrowanie palnika [3]. ze względu na wysoki współczynnik wykorzystania sprzętu spawalniczego w zrobotyzowanym stanowisku dochodzący do 90% musi on spełniać bardzo wysokie wymagania. 21przegląd spawalnictwa vol. 87  1/2015 warto także wspomnieć przy okazji omawiania robotyzacji procesów spajania o zgrzewaniu oporowym, które ze względu na łatwość zrobotyzowania jest szeroko stosowane w produkcji, szczególnie w przemyśle samochodowym. charakteryzuje się ono szybkością, dokładnością i możliwością wykonania zgrzeiny w dowolnym położeniu [9]. dobrym przykładem zrobotyzowanego stanowiska spawalniczego jest linia produkcyjna do wytwarzania dwuteownika spawanego ze środnikiem falistym. dwuteownik taki charakteryzuje się dużą nośnością przy stosunkowo niskim ciężarze własnym w porównaniu do typowych dwuteowników o podobnych parametrach wytrzymałościowych. rys. 7. dwuteownik spawany ze środnikiem falistym [7] fig. 7. welded i-beam with a wavy web [7] chociaż idea takiego dwuteownika pojawiła się już dawno, to przez dłuższy czas nie znalazła praktycznego zastosowania ze względu na brak technologii wykonania. dopiero zastosowanie robotów umożliwiło uruchomienie produkcji tego kształtownika. głównym problemem uniemożliwiającym zautomatyzowanie wykonania tego dwuteownika był brak technologii pozwalającej na płynne przejście pomiędzy pozycjami spawania podczas układania spoiny. dzięki wykorzystaniu robota spawalniczego jest możliwe ciągłe spawanie w trzech pozycjach: pb (naboczna), pg (pionowa w dół) i pf (pionowa w górę). rys. 8. pozycje spawania [7] fig. 8. positions of welding [7] wykorzystanie robota spawalniczego (irb-140 firmy abb) w połączeniu ze źródłem prądu (trans puls synergic 5000 firmy fronius) regulującym cały proces spawania umożliwiło zbudowanie urządzenia wytwarzającego dwuteowniki ze środnikiem spawanym. podsumowanie jak więc widać, robotyzacja procesów spawalniczych wpływa nie tylko na zwiększenie wydajności, jakości czy polepszenie warunków pracy, ale także pozwala wejść w nowe, do tej pory nieosiągalne obszary produkcji. rys. 9. proces spawania dwuteownika ze środnikiem spawanym [7] fig. 9. welding process of an i-beam with a welded web [7] literatura [1] łapiński k., peterlik m., wyżnikiewicz b.: wpływ robotyzacji na konkurencyjność polskich przedsiębiorstw, instytut badań nad gospodarką rynkową, warszawa 2013. [2] klimsara w.j., pilat z.: podstawy automatyki i robotyki, wydawnictwa szkolne i pedagogiczne s.a., warszawa 2006. [3] honczarenko j.: roboty przemysłowe. budowa i zastosowanie, wydawnictwa naukowo-techniczne, warszawa 2004. [4] encyklopedia powszechna pwn, warszawa 1987. [5] http://www.asimo.pl/materialy/download/robotyka_roboty_podzial.pdf dn. 07.02.2014 r. [6] norma pn-en iso 8373:2001 roboty przemysłowe – terminologia. [7] materiały źródłowe firmy zekon sp. z o.o. [8] nowak m., buchowski j., wiśniewski d.: zrobotyzowane spawanie wielkogabarytowych elementów ze wspomaganiem oprogramowania off-line. przegląd spawalnictwa 2013, nr 10, s. 19-29. [9] słania j., kuk ł.: proces łączenia materiałów do budowy pojazdów i nadwozi w przemyśle samochodowym. przegląd spawalnictwa 2014, nr 3, s. 40-46. 201703_pspaw.pdf 32 przegląd  spawalnictwa vol. 89 3/2017 właściwości napawanych warstw fe-cr-c-nb   przy zastosowaniu kierunkowego odbioru ciepła properties of the deposited layers of fe-cr-nb-c by using directional receiving heat dr inż. robert bęczkowski – politechnika częstochowska; dr inż. janusz cebulski; mgr inż. dorota pasek – politechnika śląska. autor korespondencyjny/corresponding author: rbeczkowski@spaw.pcz.pl streszczenie w pracy przedstawiono wyniki badań nad napoinami trudnościeralnymi przeznaczonymi do pracy w warunkach intensywnego zużycia ściernego. głównym celem pracy była analiza własności przy wykorzystaniu drutu dającego twardości sięgające do 1200 hv1 warstwy wierzchniej w jednym przejściu. do zwiększenia szybkości odprowadzenia ciepła z miejsca napawania zastosowano blachy aluminiowe. próbki napawane poddano badaniu rozkładu twardości wraz z identyfikacją miejsca pomiaru oraz badaniom metalograficznym na mikroskopie optycznym i mikroskopie skaningowym z mikroanalizą rentgenowską. zastosowanie płyt zwiększających odbiór ciepła z miejsca napawania pozwoliło na zwiększenie twardości w warstwie napoiny tuż nad linią wtopienia. słowa  kluczowe: napoiny trudnościeralne; drut proszkowy; fe-cr-c-nb; sem; fcaw abstract the paper presents results of research on surface hard wearing designed to work in the conditions of intense abrasive wear. the main objective of the study was to perform influence the directional reception heat of using a wire giving a hight hardness surface layer (up to 1200 hv1) in a single pass bead. to increase the speed of heat dissipation from the place of hardfacing a sheet of aluminum was used. the samples were examined hardness distribution together with the identification of the place of measurement and testing metallographic optical microscope (om) and scanning electron microscope (sem) with x-ray eds. the use of aluminum sheet to increase the heat transfer from the space surfacing allowed to increase the hardness of the deposit in a layer just above the line of fusion. keywords: hardfacing; cored wire; fe-cr-c-nb; sem; fcaw wstęp postęp w inżynierii materiałowej, metalurgii i spawalnictwie zapewnia możliwość stosowania coraz doskonalszych materiałów metalowych, które są w stanie przenosić coraz to wyższe parametry pracy oraz zwiększać trwałość części maszyn i urządzeń. aby wykorzystać właściwości tych materiałów, problem zużycia musi być uwzględniony na etapie projektowania, wytwarzania i eksploatacji maszyn. najbardziej efektywnym sposobem przeciwdziałania zużyciu jest wykonywanie powierzchni roboczych technologiami spawalniczymi z materiałów o specjalnych własnościach. jednym z takich procesów jest napawanie prewencyjne, stosowane w celu zabezpieczenia np. płyt przesypowych, czy też płyt bocznych taśmociągów wykorzystywanych szczególnie w przemyśle wydobywczym. w procesie wydobywania węgla brunatnego metodą odkrywkową, czynnością konieczną do jego urabiania, jest usunięcie mas ziemnych i skalnych zalegających nad jego podkładem tzw. nadkładu. w tym robert bęczkowski, janusz cebulski, dorota pasek przeglad welding technology review celu stosowany jest układ technologiczny, w którego skład wchodzi koparka kołowa, przenośnik taśmowy oraz zwałowarka. ogromna ilość mas ziemnych podlegających procesowi urabiania powoduje konieczność zastosowania części o bardzo dużej odporności na ścieranie. w celu ograniczenia zużycia, elementy układu poddaje się procesowi napawania wysokochromowymi stopiwami o strukturze żeliw chromowych. stopy tworzące żeliwo chromowe posiadają bardzo wysoką odporność na ścieranie, przy umiarkowanej odporności udarowej oraz korzystnym stosunku ceny do jakości. dobra odporność na ścieranie jest możliwa dzięki obecności licznych węglików w stosunkowo miękkiej osnowie. badania mikrostruktury napoin wysokochromowych wykonywanych różnymi metodami spawalniczymi wskazują, że są to najczęściej węgliki złożone typu (cr,fe)3c, (cr,fe)7c3, (cr,fe)23c6, nbc, nb2c w zależności od składu chemicznego użytego materiału dodatkowego do napawania. 33przegląd  spawalnictwa vol. 89 3/2017 należy zaznaczyć, że nadmierny wzrost twardości napoiny powoduje wzrost zużycia ścierno-udarowego. jest on wynikiem spadku trwałości kontaktowej warstwy napawanej z powierzchnią zabezpieczaną, a w konsekwencji prowadzi do jej wykruszania. największy udział w zużyciu elementów jest wynikiem zużycia ściernego i stanowi około 50% wszystkich ubytków. wypadkową zużycia jest zespół czynników, z których najważniejsze przedstawiono w postaci diagramu ischikawy (rys. 1). rys. 1. czynniki wpływające na zużycie fig. 1. factors which have an affect on wear analizując warunki pracy i zużycia, poszukujemy wszelkiego rodzaju czynników, które dają możliwość poprawy trwałości części maszyn i urządzeń. o metodach i technologiach mogących mieć zastosowanie w zakresie zabezpieczenia powierzchni przed zużyciem decydują uwarunkowania techniczne, użytkowe oraz ekonomiczne poszczególnych części maszyn lub urządzeń. pracujące urządzenia są narażone na czynniki powodujące zużycie różnego typu. jednakże do wydłużenia okresu eksploatacji lub przywróceniu funkcjonalności poszczególnych elementów stosuje się różne technologie spawalnicze. do uzyskiwania kilku milimetrowych warstw zabezpieczających najpowszechniejsze jest napawanie z wykorzystaniem drutów rdzeniowych. w zależności od warunków pracy stosuje się określone zasady, jakimi należy się kierować przy wyborze materiału dodatkowego i metody regeneracji, czy prewencji, tak by podjęte działania były zarówno uzasadnione technologicznie, jak i ekonomicznie. poprawiając trwałość elementów maszyn pracujących w warunkach narażonych na ścieranie typu metal-minerał, stosujemy napawanie prewencyjne bądź technologiczne, wykorzystując materiały dające napoiny odporne na zużycie, zawierające węgliki z fazami o twardości powyżej 1000 hv w warstwach wierzchnich napoiny. trwałość powierzchni zwiększamy stosując wszelkiego rodzaju blachy kompozytowe, napawanie prewencyjne oraz regeneracyjne z wykorzystaniem materiałów dodatkowych pozwalających uzyskać struktury z twardymi wydzieleniami węglików cr, v, w, nb, ti, b. na podstawie analizy literatury można stwierdzić, że nowoczesne materiały dodatkowe do napawania w postaci drutów rdzeniowych na stałe wpisują się do przemysłu. [1÷13]. metodyka badań do przygotowania prób wykorzystano automat do napawania wyposażony w stół chłodzony wodą wyłożony płytami aluminiowymi poprawiającymi odprowadzenie ciepła z miejsca napawania. do prób napawania użyto materiału podstawowego gatunku s235jr o grubości 10 mm i wymiarach pojedynczej płyty 200 x 400 mm. do napawania użyto drutu o składzie chemicznym (c = 5,4 %, cr = 29 %, si = 1,2 %, nb = 3,0 %, mn = 0,4 %, b < 1 %). jako wielkości wejściowe zostały określone: prędkość napawania, (160 mm/min), współczynnik przewodzenia dla aluminium, (2,15 w/mk), ustawienia mocy źródła, (11480 w), długość wystającego odcinka elektrody, (30 mm), prędkość oscylacji (2,4 m/min), prędkość podawania drut (5,8 m/min), średnica drutu (2,8 mm) szerokość amplitudy zakosów (35 mm), pozycja napawania pa. próbki zostały wykonane z napoiną o średniej grubości 5 mm. następnie przygotowane próbki poddano badaniom twardości na przekroju napoiny. analizowano zależność twardości od odległość od lica napoiny. badania przeprowadzono metodą vickersa zgodnie z wymaganiami pn en iso 6507-1 przy obciążeniu 9,81n (hv1) na urządzeniu typu zwick. próbki po polerowaniu i trawieniu nitalem zostały poddane badaniom na mikroskopie optycznym typu olympus gx51. próbki poddane zostały również analizie na skaningowym mikroskopie elektronowym wraz z mikroanalizą rentgenowską eds na urządzeniu typu hitachi s4200. analiza wyników  pomiary twardości wykonano zgodnie ze schematem przedstawionym na rysunku 2. twardość mierzono w układzie prostopadłym do powierzchni przedstawionym jako linie (ml1, ml2, ml3). rozkład twardości w funkcji położenia przedstawiono na rysunku 2. rys.  2.  rozkład twardości z uwzględnieniem odległości od powierzchni roboczej napoiny fig. 2. hardness distribution of the distance from the work surface of the bead obserwuje się twardości sięgające 1100 hv1 w obszarze górnej warstwy napoiny. w środkowej części twardość nieznacznie spada do wartości 850-900 hv1, by w warstwie tuż nad linią wtopienia osiągnąć wartości dochodzące do 1050 hv1 w odległości 3-4 mm od powierzchni próbki. na podstawie obserwacji na mikroskopie optycznym przeanalizowano cztery obszary napoiny: górę, środek, dół i linię wtopienia. wyniki obserwacji zostały pokazane na rysunku 3. przedstawiono widok napoiny przy powiększeniu obrazu 1000x dla górnej warstwy napoiny – odległość od lica do 1 mm (rys. 3a), warstwy środkowej – odległość od lica od 1 do 3 mm (rys. 3b), warstwy nad linią wtopienia – odległość od lica od 3 do 4,5 mm (rys. 3c) oraz obraz linii wtopienia (rys. 3d). w obszarach o podwyższonej twardości (góra i dół napoiny rys. 3a i 3c) obserwuje się więcej wydzieleń związków niobu. w obszarze środkowym (rys. 3b) widoczne są większe wydzielenia węglików chromu i mniejszy udział węglików niobu niż w obszarach u góry oraz w dolnych warstwach napoiny. analizy dokonano na podstawie analizy sem. 34 przegląd  spawalnictwa vol. 89 3/2017 obserwacje powierzchni warstw napawanych oraz mikroanalizę rentgenowską składu chemicznego wykonano za pomocą elektronowego mikroskopu skaningowego hitachi s4200 wyposażonego w detektor promieniowania rentgenowskiego składu chemicznego eds. wykazano, że warstwa trudnościeralna zawiera takie pierwiastki jak: fe, cr, nb i c. biorąc pod uwagę powinowactwo chemiczne tych pierwiastków można przyjąć, że w materiale najprawdopodobrys. 4. analiza sem wraz z identyfikacją chemiczną fig. 4. sem analysis of the microscope together with an indication of the chemical composition tablica i. zawartość wagowa pierwiastków table i. chemical composition, weight % c si ti cr fe nb base(4)_pt1 2,8 1,3 1,9 2,3 91,6 base(4)_pt2 1,5 25,0 73,5 base(4)_pt3 1,6 5,7 92,7 tablica ii. zawartość atomowa pierwiastków table ii. chemical composition, atom % c si ti cr fe nb base(4)_pt1 17,7 2,1 2,8 3,1 74,3 base(4)_pt2 6,5 25,0 68,4 base(4)_pt3 3,1 6,0 90,9 niej występują węgliki niobu i chromu (rys. 4). ze względu na przyjętą metodykę badawczą, udział węgla należy traktować szacunkowo. tablica i przedstawia zawartości wagowe pierwiastków, a tablica ii zawartości atomowe pierwiastków. rys. 3. struktura napoiny z rozkładem węglików fig. 3. structure of bead with distribution of the carbides a) b) c) d) 35przegląd  spawalnictwa vol. 89 3/2017 literatura [1] adamiak, m., górka, j., kik, t.: structure analysis of welded joints of wear resistant plate and constructional steel, archives of materials science and engineering, (2010) 56, 2, 108-114 [2] bęczkowski, r.: effect of cladding parameters on the hardness of bimetal plates. metalurgija, (2017) 56, 1-2, 59-62. [3] bęczkowski, r., gucwa, m., wróbel, j., and kulawik, a.: the impact of the bead width on the properties of the anti abrasion surfacing weld. international conference of numerical analysis and applied mathematics 2015 (icnaam 2015), (2015) aip conf. proc. 1738, 480095-1–480095-4; doi: 10.1063/1.4952331. [4] bęczkowski, r., gucwa, m.: defects appearing in the surfacing layers of abrasion resistant, archives of foundry engineering, (2016) 16 ,4, 23-28. [5] bęczkowski, r., gucwa, m.: kwalifikowanie napawania warstw trudnościeralnych pracujących w warunkach przemysłu cementowego, przegląd spawalnictwa, (2015) 9, 43-46. [6] dwivedi, d.,k.: microstructure and abrasive wear behaviour of iron base hardfacing, materials science and technology, (2004) 20, 1326-1330 [7] gucwa, m., bęczkowski, r.: odporność na erozyjne zużycie strumieniowe napoin wykonanych drutem proszkowym samoosłonowym przy kącie padania ścierniwa 60o, przegląd spawalnictwa, (2011) 10, 77-80 [8] kejžar r.: study of the alloying of a surfacing weld in the surfacing of wear-resistant deposits with alloyed welding fluxes. materials and technology, (2003) 37, 3-4, 167-172. [9] mendez, p.f., barnes, n., bell, k., borle, s.d., gajapathi, s. s., guest, s. d., izadi, h., gol, a. k., wood, g.: welding processes for wear resistant overlays. journal of manufacturing processes, (2014) 16, 4–25. [10] niagaj, j.: effect of niobium on properties of hardfaced layers surface welded by fe-cr-c open arc flux-cored wire electrodes, welding technology review, (2011) 10, 67-72. [11] orłowicz, w., shevelyaa, v., trytek, a., v. kirilkov, v.: effect of the concentrated heat flow treatment on the structure and the antiwear properties of cast iron, archives of foundry engineering, (2009) 9, 2, 185-188 [12] pernis, i., kasala, j., žabecká, d.: (2013) resistance of weldclads made by flux-cored arc welding technology against erosive wear. metalurgija, 52, 3, 352-354. [13] winczek, j.: (2016) modeling of heat affected zone in multipass gmaw surfacing s235 steel element. procedia engineering, 136, 108 – 113. wnioski wpływ zastosowania do odbioru ciepła płyt aluminiowych na rozkład twardości daje informację, iż w warstwie napoiny od strony lica jest najwyższa twardość, stopniowo malejąc w środkowej części, by ponownie wzrastać w obszarze linii wtopienia, co może być spowodowane zwiększonym odbiorem ciepła. obserwowane struktury na mikroskopie optycznym pokazują, iż główne kierunki osi węglików są ułożone zgodnie z kierunkiem odbioru ciepła. rozmieszczenie węglików niobu jest nieregularne. zidentyfikowano obszary o niewielkiej zawartości niobu, jak i obszary o dużym nasyceniu w ten pierwiastek. nie można jednoznacznie określić przyczyny takiej sytuacji. badania wykonane przy użyciu elektronowego mikroskopu skaningowego wraz z mikroanalizą rentgenowską składu chemicznego pozwalają stwierdzić, że napawana warstwa trudnościeralna charakteryzuje się budową złożoną (wielofazową) składającą się z osnowy oraz węglików chromu i niobu o zróżnicowanej morfologii. nr 5 2015 www.pdf 117przegląd spawalnictwa vol. 87  5/2015 zastosowanie krótko-czasowej transformaty fouriera do analizy procesu spawania elektrodą otuloną application of short-time fourier transform to analysis of welding process using coated electrode dr hab. inż. marek fidali – politechnika śląska, mgr inż. benedykt ślązak – lincoln electric bester. autor korespondencyjny/corresponding author: marek.fidali@polsl.pl streszczenie jakość złączy spawanych uzależniona jest od wielu czynników, w tym od właściwości spawalniczych elektrod otulonych, rozumia-nych jako ogół cech umożliwiających prowadzenie procesu spawania w sposób stabilny i równomierny. w artykule opisano wyniki badań nad wykorzystaniem krótko-czasowej analizy fourier’a do opisu rzeczywistych sygnałów napięcia i prądu spawania w kontekście oceny stabilno-ści procesu spawania elektrodą otuloną. w tym celu przeprowadzono szereg prób spawania podczas których rejestrowano sygnały prądowonapięciowe elektrod o różnych właściwościach spawalniczych. z przeprowadzonej analizy wynika, analiza czasowoczęstotliwościowa jest narzędziem pozwalającym na dokładniejszy opis zjawisk zachodzących podczas spawania, znacznie wykraczającym poza typową transformatę fourier’a fft. słowa kluczowe: transformata fouriera, spawanie, elektroda otulona abstract stable and uniform process of welding (weldability) is one of the most important factors, which crucially determines properties of welded joints. for this reason evaluation of weldability of each lot of electrodes during manufacturing process is extremely important. traditionally tests of weldability are carried out by experienced welder based on detailed criteria given by the manufacturer for each type of electrode. anyway evaluation process and final decision given by the welder is subjective by nature and can be somehow by failed. authors has been conducting research of using actual digital welding current and voltage signals to the description and analysis of the welding process and stability itself. in the article results of the short fourier transform analysis for evaluation of current and voltage signals were presented. results of spectra analysis prove that evaluation of welding process of mmaw is possible based on an observation of values of spectra components generated by the circuit ‘welding electrode welding source’. keywords: fourier transform, welding, coated electrode wstęp jednym z najważniejszych czynników wpływających na stabilny i jednorodny proces spawania a zatem i jakość złączy spawanych są właściwości spawalnicze elektrod otulonych. stabilny proces umożliwia uzyskanie spoiny o poprawnej geometrii, praktycznie nie zmieniającej się na całej długości złącza szerokości i wysokości lica oraz głębokości wtopienia, co w rezultacie znacznie zwiększa prawdopodobieństwo uzyskania złącza o wymaganych właściwościach mechanicznych. opisana zależność określana jest w literaturze mianem stabilności technologicznej [2,3]. podczas procesu produkcyjnego w ramach odbioru końcowego poszczególne partie elektrod poddawane są kontroli właściwości spawalniczych w oparciu o szczegółowe kryteria oceny określone dla poszczególnych gatunków elektrod. badania elektrod obejmują próbę spawalności uwzględniającą ocenę takich parametrów jak: – zdolność stabilnego jarzenia się łuku spawalniczego, – sposób przenoszenia ciekłego metalu do jeziorka spoiny, – zachowania się płynnego żużla podczas spawania, – równomierne topienie się elektrody (rdzenia oraz otuliny), – wielkość rozprysku, – zajarzalność pierwotna i wtórna, – odbijalność żużla oraz pozostałości żużla na licu spoiny. kontrola właściwości spawalniczych elektrod prowadzona jest na ostatnim etapie procesu produkcyjnego przez spawacza klasyfikatora. trafność oceny w głównej mierze uzależniona jest od doświadczenia i wyczucia spawacza. ocena spawacza klasyfikatora z natury jest oceną subiektywną, ale jak dotąd jest to jedyny sposób stosowany w praktyce przemysłowej [6]. marek fidali, benedykt ślązak 118przegląd spawalnictwa vol. 87 5/2015 jednym z narzędzi, które mogłyby posłużyć w przyszłości do wspomagania procesu oceny właściwości spawalniczych mogłyby być systemy oparte o analizę rzeczywistych sygnałów napięcia i prądu spawania, które są źródłem wielu cennych informacji na temat stabilności procesu spawania [4,10,13,14]. przetworzone do postaci cyfrowej sygnały napięcia i prądu można poddać analizie wykorzystując w tym celu różnorodne metody przetwarzania i analizy sygnałów [10,12]. analiza sygnałów napięciowo-prądowych, znajduje coraz szersze zastosowanie w zagadnieniach monitorowania, diagnozowania i kontroli procesu spawania [5,9,10,15]. można tutaj wskazać głównie aplikacje spawania półautomatycznego w osłonach gazowych [11,14]. w przypadku spawania ręcznego elektrodami otulonymi analiza sygnałów napięciowo-prądowych, jak dotąd, stosowana jest w ograniczonym zakresie, co wiąże się z niedoskonałością systemów monitorujących i brakiem jednoznacznych kryteriów oceny [5,6]. w artykule przedstawiono wybrane wyniki badań dotyczących analizy sygnałów prądu i napięcia w dziedzinie czasu i częstotliwości [7÷9]. badania mają na celu opracowanie metodyki pozwalającej na ocenę jakości elektrod otulonych w zakresie właściwości spawalniczych bez udziału spawacza klasyfikatora. analiza czasowo-częstotliwościowa sygnałów przebiegi prądu i napięcia spawania można uznać za sygnały niestacjonarne zawierające składowe o charakterze przejściowym i losowym. do analizy sygnałów niestacjonarnych nadają się dobrze tzw. czasowo-częstotliwościowe metody analizy sygnałów pozwalające rozpatrywać sygnał nie tylko z punktu widzenia obecności charakterystycznych składowych częstotliwościowych tak jak to ma miejsce w przypadku klasycznej analizy furierowskiej ale również z punktu widzenia chwil czasu, w których składowe te występują [8]. z pośród wielu metod czasowo-częstotliwościowej analizy sygnałów [1] można wymienić krótko-czasową analizę fouriera (stft – short.time.fourier.transform). krótko-czasowa analiza sygnału zakłada możliwość podziału sygnału na krótkie odcinki czasu, w których sygnał można uznać za stacjonarny. metoda ta jest realizowana w następujących krokach: – podział sygnału na jego stacjonarne podrealizacje, – wyznaczenie widm kolejnych podrealizacji, – uporządkowanie widm w czasie i ich graficzna reprezentacja w postaci trójwymiarowego wykresu kaskadowego lub dwuwymiarowej mapy rozkładu wartości składowych widmowych zwanej spektrogramem. wyznaczanie widm krótkoczasowych można opisać następującym wyrażeniem: ( ) ( ) ( ), j f ts t f x t w t e dτ τ ∞ − − ∞ = −∫ wynika z niego, że podrealizacja sygnału x(t) jest wynikiem mnożenia jego realizacji przez funkcję okna w(τ), które jest przesuwane w czasie t. ocena sygnału z zastosowaniem tej metody może być realizowana dla odcinków czasu zachodzących na siebie i rozłącznych. s(t,.f) może być interpretowane jako wartość transformaty sygnału x(t) w chwili t dla dyskretnej częstotliwości f. wyznaczenie widmowej charakterystyki sygnału metodą widm krótkoczasowych może być związane z koniecznością określenia: – sposobu podziału sygnału na podrealizacje, – funkcji okna, – określenia długości podrealizacji sygnału, – określeniem sposobu wyznaczenia widma podrealizacji sygnału. rys. 1. sposób realizacji, krótkoczasowej analizy częstotliwościowej [1] fig. 1. idea of short-time fourier analysis [1] cel i zakres badań celem prowadzonych badań jest sprawdzenie możliwości zastosowania analizy czasowo-częstotliwościowej do opisu i analizy sygnałów napięciowo-prądowych procesu spawania elektrodą otuloną. badania prowadzono na sygnałach prądu i napięcia zarejestrowanych podczas prób spawania wykonanych w samodzielnym zakładzie spawalnictwa wydziału inżynierii mechanicznej i informatyki politechniki częstochowskiej. przetwarzanie i analizę sygnałów przeprowadzono przy współpracy z instytutem podstaw konstrukcji maszyn, wydziału mechanicznego technologicznego politechniki śląskiej w gliwicach. próby spawania prowadzono na stanowisku wyposażonym w wielokanałowy komputerowy układ pomiaru i rejestracji sygnałów prądu i napięcia spawania typu lc-011/16, w skład którego wchodził układ filtrujący oparty na galwanicznym separatorze zakłóceń. podczas badań zastosowano inwertorowe źródło prądu stałego typu faltig 200. do badań wybrano elektrody w gatunku omnia 46 (e 380 r11 wg pn-en iso 2560-a) oraz supra (e320 rc11 wg pnen iso 2560-a), obie o wymiarach ø3,2x350mm obok elektrod pierwszego gatunku zostały zbadane również elektrody wadliwe o wyraźnie gorszej spawalności; w partii wadliwej zastosowano szkło wodne sodowe na2o zamiast tradycyjnie stosowanego dla tej grupy elektrod szkła potasowego k2o (na którym zostały wyprodukowane elektrody właściwe). dla każdej grupy elektrod wykonano serię pomiarów wartości chwilowych przebiegów napięcia i prądu w czasie rzeczywistym dla trzech zakresów prądu spawania 90, 110 i 130a. napoiny układano w sposób ręczny w pozycji podolnej na metalicznie czystych próbkach o wymiarach 150x80x5mm ze stali w gatunku s235jr wg pn-en 10027-1:1994; prędkość spawana mieściła się w zakresie 20-25cm/min, kąt pochylenia elektrody do materiału wynosił ok. 70°. próby spawalności wykonano dla obu polaryzjacji dc+ oraz dc-. 119przegląd spawalnictwa vol. 87  5/2015 analiza wyników badań w ramach badań krótkoczasowej analizie częstotliwościowej poddano sygnały prądu i napięcia zarejestrowane w trakcie spawania elektrodami otulonymi. podczas analizy stosowano okno prostokątne o szerokości 128 próbek. każdy segment sygnału zachodził na poprzedni co 64 próbki. dla każdej podrealizacji sygnału estymowano gęstość widmową mocy przy założonej liczba prążków widma wynoszącej 1024. w efekcie analizy krótkoczasowej otrzymano szereg spektrogramów, które poddano wnikliwej analizie, której celem była odpowiedź na następujące pytania: – jakie nowe informacje w stosunku do klasycznej analizy furierowskiej wnosi analiza czasowo-częstotliwościowa? – czy możliwa jest ocena przebiegu spawania w czasie i detekcja istotnych zakłóceń procesu? analiza danych polegała na wzrokowym porównaniu spektrogramów sygnałów prądu i napięcia otrzymanych w trakcie spawania różnymi elektrodami o różnej jakości, z różną polaryzacją i różnymi parametrami spawania. tablica i. przykładowe spektrogramy wyznaczone dla sygnałów prądowych zarejestrowanych podczas spawania elektrodami omnia przy różnej polaryzacji i różnych prądach spawania table i. examplary spectrograms obtained for current signals recorded during welding of omnia electrode with different polarizations and current values ocena spektrogramów z punktu widzenia zmiany polaryzacji źródła spawanie z polaryzacją ujemną elektrodą omnia słabej jakości (nok) powoduje, że w spektrogramach sygnału prądowego (tabl. i) uwydatniła się składowa ok. 1250 hz a osłabła składowa ok. 1700 hz w stosunku do spektrogramu uzyskanego na podstawie sygnału prądowego zarejestrowanego podczas spawania elektrodą omnia dobrej jakości (ok.). można zauważyć, że sytuacja odwraca się gdy zmieniona została polaryzacja na dodatnią. w tym przypadku przy elektrodzie wadliwej składowa ok. 1250 hz osłabia się natomiast składowa ok. 1700 hz wzmacnia. prawidłowość ta można zaobserwować dla wszystkich wartości prądów spawania. w przypadku spektrogramów sygnału napięciowego wskazane wcześniej składowe częstotliwościowe zachowują się w podobny sposób. spektrogramy sygnału napięciowego zarejestrowanego podczas spawania elektrodą omnia pozwalają rozróżnić zmianę polaryzacji szczególnie przy wyższych prądach spawania. na spektrogramach sygnału napięciowego zarejestrowanego podczas spawania z polaryzacją dodatnią widać wzrost amplitud i zagęszczenie składowych niskoczęstotliwościowych w trakcie całego procesu wykonywania złącza. prąd [a] jakość elektrody polaryzacja: dcpolaryzacja: dc+ 90 ok 90 nok 130 ok 130 nok 120przegląd spawalnictwa vol. 87 5/2015 tablica ii. przykładowe spektrogramy wyznaczone dla sygnałów napięciowych zarejestrowanych podczas spawania elektrodami omnia przy różnej polaryzacji i różnych prądach spawania table ii. examplary spectrograms obtained for voltage signals recorded during welding of omnia electrode with different polarizations and current values prąd [a] jakość elektrody polaryzacja: dcpolaryzacja: dc+ 90 ok 90 nok 130 ok 130 nok w przypadku elektrod supra, na podstawie spektrogramów sygnału prądowego trudno jest jednoznacznie zidentyfikować zmiany polaryzacji i rozróżnić elektrody o różnej jakości. jednak w przypadku spektrogramów sygnałów napięciowych możliwe jest rozróżnienie słabej jakościowo elektrody na podstawie składowej ok. 1700 hz, której amplituda wyraźnie maleje gdy stosuje się wadliwa elektrodę szczególnie przy dużych prądach spawania. również przy dużym prądzie spawania przy polaryzacji dodatniej składowe niskoczęstotliwościowe posiadają wyższą amplitudę i występują częściej niż w przypadku polaryzacji ujemnej. ocena spektrogramów z punktu widzenia rodzaju stosowanej elektrody spektrogramy sygnałów prądowych i napięciowych wykorzystano do identyfikacji rodzaju i jakości zastosowanej elektrody. w tablicach iii i iv zaprezentowano przykładowe spektrogramy dla sygnałów prąd i napięcia. dostrzeżono różnice głównie w składowych częstotliwościowych. dla elektrody omnia dobrej jakości stosowanej do spawania z polaryzacją ujemną w spektrogramach sygnału prądowego składowa ok 1250 hz występowała znacznie mniej intensywniej niż w przypadku elektrody supra stosowanej do spawania w tych samych warunkach. elektroda omnia złej jakości dawała podobne sygnatury widmowe w spektrogramach jak w przypadku elektrody supra o złej jakości. porównanie spektrogramów prądu spawania dla dobrej i złej jakościowo elektrody supra pozwoliło zidentyfikować różnice głównie na podstawie składowej częstotliwościowej około 500 hz w przypadku wadliwej elektrody wartości tej składowej wzrastały. subiektywna ocena spektrogramów dla elektrody supra pozwala również stwierdzić, 121przegląd spawalnictwa vol. 87  5/2015 że dla mniejszych prądów spawania w spektrogramie widoczna jest większa ilość składowych przypadkowych pojawiających w czasie spawania. w przypadku spawania z polaryzacją dodatnią różnice miedzy elektrodami omnia i supra w spektrogramach dostrzegalne są w przypadku wyższych prądów spawania 110 i 130a głównie dla elektrod o złej jakości. w przypadku wadliwej elektrody omnia składowa ok. 1750 hz ma większą amplitudę w porównani z elektrodą supra. spektrogramy prądowe dla polaryzacji dodatniej nie pozwalają w jednoznaczny sposób wykryć różnic między elektrodami dobrymi i złymi w obrębie jednego rodzaju elektrody. w przypadków spektrogramów napięcia dla polaryzacji ujemnej również dostrzegalne są różnice między dobrymi jakościowo elektrodami omnia i supra w składowej o częstotliwości ok 1250 hz, która jest intensywniejsza dla elektrody supra. składowa ta również pozwala rozróżniać dobre i złe jakościowo elektrody omnia, gdyż dla elektrody o gorszej jakości składowa ta objawia się wyższą amplitudą niż w przypadku elektrody dobrej jakości. podobnie jak w przypadku spektrogramów sygnałów prądowych nie można w jednoznaczny sposób wykryć różnic między dobrymi i złymi elektrodami supra. spektrogramy sygnałów napięciowych pozyskanych podczas spawania z polaryzacją dodatnią pozwalają na rozróżnianie dobrych i złych jakościowo elektrod omnia i supra. pozwala na to składowa 1750 hz. w spektrogramach dla dobrych jakościowo elektrod omnia składowa ta jest słabsza niż w przypadku złych jakościowo elektrod omnia i dobrych jakościowo elektrod supra. w przypadku złych jakościowo elektrod omnia składowa ta jest bardziej intensywna w porównaniu do złych jakościowo elektrod supra. tablica iii. przykładowe spektrogramy wyznaczone dla sygnałów prądowych zarejestrowanych podczas spawania elektrodami omnia i supra przy polaryzacji ujemnej oraz z różnymi prądami spawania table iii. examplary spectrograms obtained for current signals acquired during welding of omnia and supra electrodes with negative polarization and different current values prąd [a] jakość elektrody omnia supra 90 ok 90 nok 130 ok 130 nok 122przegląd spawalnictwa vol. 87 5/2015 tablica iv. przykładowe spektrogramy wyznaczone dla sygnałów napięciowych zarejestrowanych podczas spawania elektrodami omnia i supra przy polaryzacji ujemnej oraz z różnymi prądami spawania table iv. examplary spectrograms obtained for voltage signals acquired during welding of omnia and supra electrodes with negative polarization and different current values literatura [1] a.timofiejczuk: metody analizy sygnałów niestacjonarnych. gliwice 2004. [2] e. tasak, a. ziewiec: spawalność materiałów konstrukcyjnych, wydawnictwo jak 2009. [3] e. dobaj: maszyny i urządzenia spawalnicze, wnt 1998. [4 m. węglowski, a. kolasa, p. cegielski: ocena stabilności procesu ręcznego spawania łukowego elektrodami otulonymi, przegląd spawalnictwa, 1/2006. [5] b ślązak, j. słania: badania porównawcze elektrod otulonych wysokostopowych erws 19-9 l produkowanych przy zastosowaniu nowego szkła wodnego modyfikowanego tlenkiem litu, biuletyn instytutu spawalnictwa nr 6/2006. [6] k. luksa: diagnozowanie procesu spawania gma ze zwarciowym przenoszeniem metalu przez łuk. przegląd spawalnictwa, nr 4-5/2005. [7] r.g. lyons: wprowadzenie do cyfrowego przetwarzania sygnałów, wydawnictwo komunikacji i łączności 2006. [8] r. bracewell: przekształcenie fouriera i jego zastosowanie, wnt 1965 podsumowanie w artykule przedstawiono wyniki analizy czasowo-częstotliwościowej sygnałów prądowo-napięciowych zarejestrowanych podczas spawania różnymi elektrodami przy różnych parametrach spawania. celem badań była ocena właściwości spawalniczych elektrod otulonych. spektrogramy wyznaczone podczas analizy-czasowo częstotliwościowej pozwalają na podstawie charakterystycznych wartości składowych częstotliwościowych identyfikować elektrody o gorszej jakości oraz wykrywać rodzaj polaryzacji stosowanej podczas spawania. praktyczne wykorzystanie spektrogramów do kontroli jakości elektrod wymaga zdefiniowania wskaźnika widmowej oceny jakości co będzie przedmiotem dalszych badań. dzięki uwzględnieniu osi czasu na podstawie spektrogramów możliwe jest również wykrywanie niestabilności przebiegu procesu spawania wywołanymi błędami spawacza i/lub nieprawidłowym przygotowaniem krawędzi elementów spawanych. wydaje się, że spektrogramy mogą być źródłem informacji przydatnych przy ocenie umiejętności spawacza oraz jakości przygotowania krawędzi spawanych elementów. weryfikacja tych tez wymaga przeprowadzenia dodatkowych badań. wyniki przedstawione powyżej oraz wcześniejsze badania wskazują, że zastosowanie wybranych metod oceny sygnałów prądowo-napięciowych może znaleźć zastosowanie przy opracowaniu skomputeryzowanego systemu wspomagającego ocenę spawalności elektrod otulonych [9] j. słania: wykorzystanie transformacji fourier’a do analizy procesu spawania metodą mag łukiem impulsowym, biuletyn instytutu spawalnictwa nr 1/1997. [10] quinn t.p., smith c., mccowan c.n., blachowiak e., madigan r.b. arc sensing for defects in constant-voltage gas metal arc welding, welding journal , vol. 78, no. 9, 1999, pp. 322-328. [11] p. jiluan, arc welding control, woodhead publishing ltd. (2003). [12] c.s. wu et al: real-time sensing and monitoring in robotic gas metal arc welding. measurement science and technology. vol. 18, no. 1, 2007 303. [13] d. rehfeldt, a. bollmann: using statistical signal analysis for analyzing and monitoring gmaw-processes. iiw latin american regional welding congress vol. 2, rio de janeiro, brazil; 4-10 apr. 1992. pp. 839-844. 1992 [14] m. suban, j. tusek: methods for the determination of arc stability, journal of materials processing technology, volumes 143-144, proceedings of the international conference on the advanced materials processing technology, 2001., 20 december 2003, pages 430-437 [15] s. adolfsson, a. bahrami, g. bolmsjö, i. claesson: on-line quality monitoring in short-circuit gas metal arc welding. welding journal 78 2 1999, pp. 59-78. prąd [a] jakość elektrody omnia supra 90 ok 90 nok 130 ok 130 nok 201311_pspaw_4ju5.pdf 41przegląd spawalnictwa 11/2013 edmund tasak aneta ziewiec sebastian lech maciej malik jarosław kubic zgrzewanie materiałów niejednorodnych w rozjazdach kolejowych welding of dissimilar metals in the rail crossovers  pro dr a inż dm nd ta ak dr inż aneta iewiec inż se a tian lec – agh akademia górniczo–hutnicza w krakowie; mgr inż acie alik mgr inż aro ław ic – kolejowe zakłady nawierzchniowe bieżanów, kraków. a tract the paper presents the results of the welding parameters influence on the properties and structure of the rail steel and high-manganese (hadfield) cast steel railway crossover welded joints). as the spacers used steel cr-ni austenitic steels with different austenite stability. the results showed that the use of metastable austenitic steel structure provides a better appreciation of slip during use. large hardness increase is due to dislocation strengthening and transformation of austenite to martensite. also shown that too high temperature in the welding area and melted surface remedy of joined elements leads to a martensitic structure and thus reduce the plastic properties of welded joints. stre zczenie w pracy przedstawiono wyniki badań wpływu parametrów zgrzewania na właściwości i strukturę złączy zgrzewanych stali szynowej z rozjazdem kolejowym ze staliwa wysokomanganowego (hadfielda). jako przekładki zastosowano staliwa austenityczne cr-ni o różnej stabilności austenitu. wyniki badań wykazały, że zastosowanie staliwa austenitycznego o metastabilnej strukturze zapewnia lepsze umocnienie przekładki podczas eksploatacji. duży wzrost twardości jest wynikiem umocnienia dyslokacyjnego oraz przemiany austenitu w martenzyt. ponadto wykazano, że zbyt wysoka temperatura w obszarze zgrzewania i nieusunięcie nadtopionych powierzchni łączonych elementów prowadzi do powstania struktury martenzytycznej i tym samym obniżenia właściwości plastycznych złączy zgrzewanych. t p łączenie materiałów różnorodnych takich, jak staliwo wysokomanganowe i stal węglowa, nastręcza z reguły wiele problemów z uwagi na różne właściwości mechaniczne, elektryczne i przewodność cieplną. ponadto w procesie łączenia mogą tworzyć się niekorzystne struktury znacznie obniżające właściwości plastyczne złącza. stąd też właściwą technologię zgrzewania stali manganowej ze stalą węglową, gwarantującą odpowiednie właściwości wytrzymałościowe i plastyczne, opanowało niewiele firm. krzyżownice i rozjazdy kolejowe wykonuje się obecnie ze staliwa wysokomanganowego (staliwa hadfielda gx120mn13) lub jako elementy kute ulepszane cieplnie powierzchniowo o mikrostrukturze perlitycznej. w ostatnich latach prowadzone są prace nad wprowadzeniem technologii produkcji rozjazdów ze staliwa bainitycznego [1÷8]. zgrzewanie materiałów jednorodnych, tzn. kutej krzyżownicy z szyną ze stali perlitycznej, nie nastręcza większych problemów i jest technologicznie opanowane. krzyżownica ze staliwa austenitycznego wysokomanganowego nie może być bezpośrednio zgrzewana z szyną ze stali węglowej lub węglowo-manganowej ze względu na nieodpowiednią 42 przegląd spawalnictwa 11/2013 jakość połączenia. dlatego łączenie staliwa wysokomanganowego z szynami wykonuje się metodą zgrzewania przez przekładkę ze staliwa lub stali austenitycznej chromowo-niklowej [9]. proces łączenia został zastrzeżony patentami [10÷13]. oprócz technologii w patencie [10] zastrzeżono również materiał przekładki ze stali austenitycznych x10crniti18-9, x10crninb18-10, x5crninb18-10. w krajowym patencie [11] zamiast procesu zgrzewania przekładki austenitycznej do stali węglowej zastosowano proces napawania stali austenitycznej cr-ni na stal węglową i tak napawaną przekładkę zgrzewano następnie ze staliwem wysokomanganowym. wadą wykonanych połączeń według patentów [10, 11] jest przekładka ze stali austenitycznej cr-ni, która jest mniej odporna na ścieranie i już po krótkim okresie eksploatacji na powierzchni tocznej w jej miejscu przekładki może powstać wgłębienie, co powoduje szybkie zużywanie się sąsiadujących obszarów ze staliwa wysokomanganowego i szyny ze stali węglowej. zgodnie z opisem patentowym [10] proces łączenia elementów rozjazdów z austenitycznego staliwa manganowego np. krzyżownic czy szyn ze stali manganowej z szyną ze stali węglowej, polega na zastosowaniu wkładki pośredniej z niskowęglowej stali austenitycznej. w pierwszym zabiegu tego procesu zgrzana zostaje wkładka pośrednia z szyną. w drugim zabiegu zgrzewania, po ucięciu wkładki pośredniej na długość poniżej 25 mm, wkładka zostaje zgrzana z elementem ze staliwa manganowego. po wykonaniu pierwszej zgrzeiny prowadzona jest obróbka cieplna, polegająca na wyżarzaniu w zakresie temperatury 350÷1000oc. patent [11] zakłada, że obróbka cieplna pierwszej zgrzeiny w wyniku zachodzących procesów dyfuzji doprowadza do wyrównania różnicy koncentracji całkowicie różnych składów chemicznych wkładki pośredniej i stali szynowej, przy czym równocześnie uzyskuje się nie tylko wyrównanie koncentracji w pierwszej zgrzeinie, ale także likwiduje się ewentualnie utworzony martenzyt. pogląd ten zdaniem autorów niniejszego artykułu jest całkowicie błędny, bowiem jak wykazały badania, obróbka cieplna zgrzeiny stali perlitycznej z austenityczną przekładką ze stali chromowo-niklowej nie likwiduje struktury martenzytycznej w strefie zgrzeiny, ale – przeciwnie – zwiększa ilość i twardość martenzytu [14]. ateriał i metodyka ada materiałem do badań były szyny ze stali r350ht zgrzewane ze staliwem wysokomanganowym gx120mn13. jako przekładki zastosowano staliwo austenityczne chromowo-niklowe gx5crni19-10 oraz staliwo chromowo-niklowe o obniżonej stabilności austenitu o składzie stali x5crni17-7 [12]. w zgłoszonym patencie [12] przekładka ze staliwa austenitycznego chromowo-niklowego ma tak dobrany skład chemiczny, że ma metastabilną strukturę austenityczno-martenzytyczną, a podczas kontaktu koła z główką szyny oprócz umocnienia przez zgniot następuje dalsza przemiana fazowa austenitu w martenzyt i wzrost twardości przekładki. zjawisko to powinno zapewnić większą trwałość złącza zgrzewanego w porównaniu do dotychczas stosowanych rozwiązań. zgrzewanie wykonano na przemysłowej zgrzewarce schlatter według programu zgrzewania, którego schemat pokazano na rysunku 1. przykład wykonanego złącza pokazano na rysunku 2, natomiast przekrój wzdłużny na rysunku 3. badania prowadzono na złączach zgrzewanych o różnej szerokości przekładki austenitycznej oraz wg różnych parametrów. ry 1 schemat zmian parametrów w procesie zgrzewania doczołowego iskrowego ig 1 butt spark welding process parameters change ry 2 złącze staliwa wysokomanganowego z szynami skrzydłowymi przez przekładkę ze stali austenitycznej cr-ni ig 2 welded joint of high-manganise cast steel with wing rail by spacer of austenitic steel cr-ni ry 3 przekrój wzdłużny złącza zgrzewanego o średniej szerokości przekładki ok. 5 mm ig 3 longitudinal section of the welded joints with an average width of about 5 mm spacers 43przegląd spawalnictwa 11/2013 na złączach wykonano: – technologiczną próbę zginania całego złącza, – próbę zginania małych próbek wyciętych ze złącza, – badania nieniszczące i makroskopowe, – badania mikroskopowe, – rentgenowską oraz metalograficzną analizę fazową, – pomiary twardości, – próby umocnienia i zmian mikrostruktury w czasie odkształcania powierzchni główki szyny. yniki ada pr y zginania zgodnie z projektem normy en 14587-3 (2009) jakość złącza zgrzewanego określa się w próbie zginania statycznego. odcinek zgrzanych szyn o długości ok. 1150 mm ustawia się na podporach i zgina na prasie (rys. 4). trzpień dociskowy powinien znajdować się w miejscu zgrzeiny. kryterium oceny jest wielkość strzałki ugięcia do pęknięcia oraz siła powodująca pęknięcie. w badanym przypadku pęknięcie złącza wystąpiło przy obciążeniu siłą 1170 kn i strzałce ugięcia 21 mm. wartości te spełniają wymagania projektu normy en 14587-3 (2009), w której dla zgrzein szyn r350ht z przekładką austenityczną wymagana minimalna siła niszcząca złącze wynosi 850 kn. dodatkowo w warunkach technicznych wykonania i odbioru zgrzein w kzn bieżanów założono minimalną wartość strzałki ugięcia 20 mm. aby określić wpływ szerokości przekładki na jakość połączenia zgrzewanego, ze złączy o średniej szerokości przekładki 5 i 0,75 mm wycięto próbki do próby zginania o szerokości 20 mm i grubości 10 mm. zginanie prowadzono na trzpieniu d = 3g. próbki zginano na stanowisku pokazanym na rys 5. rysunek 6 ilustruje wygląd próbek po zginaniu. kryterium jakości złącza był kąt zgięcia do pojawienia się pęknięcia po stronie rozciąganej. wyniki próby zginania przedstawiono w tablicy i. dane w tablicy i wskazują, że przy małej szerokości przekładki kąty zgięcia do wystąpienia pęknięcia są bardzo małe. cechą charakterystyczną pękania podczas zginania było to, że pęknięcie przebiegało obok linii zgrzania po stronie staliwa manganowego. ry 4 schemat stanowiska do zginania złącza zgrzewanego ig 4 spark weld bending test station ry 5. schemat stanowiska do zginania próbek złączy zgrzewanych ig 5. spark weld specimen bending test station adania nieni zczące i makro kopowe badania penetracyjne wykonanych złączy nie wykazały obecności niezgodności w zgrzeinie. analiza makroskopowa pierwszych prób zgrzewania wykazała, że szerokość austenitycznej przekładki po zgrzaniu wynosi ok. 15 mm. była ona jednak zbyt duża, gdyż zgodnie z założeniami powinna wynosić ok. 5 mm. następne próby zgrzewania wykonane przy skorygowanych parametrach pozwoliły uzyskać właściwą szerokość przekładki w główce szyny ok. 5 mm (rys. 3). zwiększenie siły i drogi spęczania spowodowało prawie całkowite usunięcie przekładki. adania mikro kopowe badania jakości zgrzein wykonano na próbkach wyciętych z główki szyny szyjki i stopki. jakość zgrzeiny była taka sama w każdym miejscu, stąd też przedstawione zdjęcia mikrostruktury są reprezentatywne dla całego złącza. badania przeprowadzono dla ry 6 próbki po próbie zginania ig 6 samples after bending test nr próbki szerokość przekładki mm kąt zgięcia, o 1a 5 16 1b 5 15 2a 0,75 9 2b 0,75 7 ta lica i kąty zgięcia próbek ta le i samples bending angle 44 przegląd spawalnictwa 11/2013 złączy z przekładką austenityczną ze staliwa gx5crni19-10 oraz przekładką austenityczną ze staliwa o składzie stali x5crni17-7. na rysunku 7 przedstawiono mikrostrukturę przekładki staliwa typu 17-7. w strukturze występuje austenit z ferrytem δ oraz martenzyt α’ powstały podczas chłodzenia po zgrzaniu. obecność martenzytu wskazuje, że temperatura przemiany martenzytycznej ms jest powyżej temperatury otoczenia. badania dylatometryczne materiału przekładki [15] wykazały, że temperatura początku przemiany austenitu w martenzyt ms wynosi ok. 160 oc. w literaturze jest znanych wiele wzorów, które pozwalają ze składu chemicznego obliczyć temperaturę ms. obliczone z tych wzorów temperatury ms dla analizowanej przekładki są jednak bardzo rozbieżne od –84 do +145oc. jedynie temperatura ms = 145 oc obliczona z zależności podanej w [16] ms [k] = 764,2 – 302,6(%c) – 30,6(%mn) – 16,6(%ni) + – 8,9(%cr) + 2,4(%mo) – 11,3(%cu) + + 8,58(%co) + 7,4(%w) – 14,5(%si) jest zgodna z temperaturą ms wyznaczoną dylatometrycznie. ilość ferrytu i martenzytu α’ określono metodą mikroskopową oraz rentgenowską analizą fazową. pomiar procentowej zawartości ferrytu δ metodą mikroskopową polegał na wykonaniu kilkunastu zdjęć mikrostruktury z losowo wybranych obszarów i ich analizie za pomocą programu komputerowego sigma scan pro. udział objętościowy ferrytu δ wynosił 8,3%, natomiast martenzytu α’ ok. 50%. rentgenowska analiza fazowa pozwalała określić łączny udział ferrytu δ i martenzytu α’. średni udział tych faz wynosił ok. 60,3%, co jest w bardzo dobrej zgodności z pomiarami metodą mikroskopową. mikrostruktura przekładki ze staliwa x5crni19-10 jest austenityczna z ok. 5% udziałem ferrytu δ (rys. 8). martenzyt α’ w tym staliwie nie występuje. obserwacje mikrostruktury zgrzeiny po stronie stali perlitycznej nie wykazały obecności niezgodności typu żużle, wtrącenia, przyklejenia. można było jedynie stwierdzić wyraźne nadtopienie materiałów w miejscu zgrzania i znaczny stopień wymieszania materiału przekładki ze stalą węglową (rys. 9). stopiony i wymieszany materiał w miejscu zgrzeiny nie został ry 7. mikrostruktura przekładki ze staliwa gx5crni19-10. ferryt δ (ciemny) i martenzyt α’ na tle austenitu ig 7 microstructure of spacer of gx5crni19-10 cast steel. ferrite δ (dark) and martensite α’ against austenite ry 8 mikrostruktura przekładki ze staliwa gx6crninb18-10. ferryt δ (ciemny) na tle austenitu ig 9 microstructure of spacer of gx5crni19-10 cast steel. ferrite δ (dark) against austenite ry 9 mikrostruktura obszaru linii zgrzania przekładki ze stalą szynową. widoczne znaczne wymieszanie materiałów w miejscu łączenia oraz powstanie niekorzystnej struktury martenzytycznej ig 9 microstructure of fusion line of spacer and rail steel. visible good fusion of steels and disadvantageous martensitic microstructure ry 10 mikrostruktura obszaru linii zgrzania przekładki ze staliwem manganowym ig 10 microstructure of fusion line of spacer and manganese cast steel ry 11 przebieg pęknięcia przy linii zgrzania w obszarze występowania pasm fazy ε i martenzytu α’ ig 11 crack near to fusion line in the zone of bands of ε phase and martensite α’ 45przegląd spawalnictwa 11/2013 ry 12 kruchy transkrystaliczny i międzykrystaliczny charakter pękania ig 12 transcrystalline and intercrystalline brittle fracture usunięty w procesie spęczania. spowodowało to powstanie struktury martenzytycznej o mikrotwardości mierzonej wgłębnikiem knoopa 939 hk0,05 (ok. 970 hv) [17]. wyraźne nadtapianie się granic ziaren w stali perlitycznej świadczy o zbyt wysokiej temperaturze procesu zgrzewania. zgrzeina po stronie staliwa wysokomanganowego również nie wykazuje wad. mikrostrukturę strefy zgrzeiny przedstawiono na rysunku 10. staliwo manganowe ma strukturę austenityczną po przesyceniu. przy linii zgrzania widoczne są wyraźne linie sugerujące, że są to pasma odkształceń. jednak szczegółowa analiza wykazała, że nie są to pasma odkształceń, lecz pasma fazy ε (martenzytu ε) oraz martenzytu α’ na przecięciu pasm fazy ε. fazy te powstają podczas chłodzenia z austenitu manganowego o obniżonej stabilności. obecność martenzytu potwierdziły badania magnetyczne na stanowisku do mikroskopowej identyfikacji faz magnetycznych [15]. podstawowym problemem, który należało wyjaśnić podczas badań mikroskopowych, było zjawisko pękania małych próbek podczas zginania po stronie staliwa hadfielda. spodziewano się, że najbardziej kruchym obszarem jest obszar linii zgrzania po stronie stali szynowej. w rzeczywistości okazało się, że pękanie przebiega w staliwie hadfielda w obszarze występowania pasm fazy ε i martenzytu α’ (rys. 11). obecność tych faz można wyjaśnić następująco. nadtopienie materiałów w czasie zgrzewania i nieusunięcie stopionego obszaru w procesie spęczania oraz wolne chłodzenie powoduje dyfuzję węgla i manganu ze staliwa manganowego do austenitycznej przekładki. austenit manganowy przy zgrzeinie zubożony w węgiel i mangan podczas chłodzenia ulega przemianie w fazę ε i martenzyt α’. fazy te usytuowane na płaszczyznach typu (111) wywołują pękanie kruche transkrystaliczne (rys. 12). adania rozkład twardo ci i topnia mocnienia powierzc ni zyny rozkład twardości na przekroju złącza zgrzewanego przedstawiono na rysunku 13. badania twardości w strefie złącza wykazały, że staliwo austenityczne manganowe ma twardość ok. 230 hv10, przekładka austenityczna ze stali crni ok. 210 hv10, natomiast stal szynowa w swc w pobliżu linii zgrzania ok. 370 hv10. w dalszej odległości ok. 5 mm od linii zgrzania twardość wynosi ok. 400 hv10. aby potwierdzić tezę, że zastosowana przekładka będzie ulegała znacznemu umocnieniu w wyniku odkształcenia powierzchniowego, metodą młotkowania odkształcono przekładkę austenityczną oraz staliwo manganowe w główce szyny. ubytek wysokości wynosił ok. 0,4 mm przy wysokości próbki 15 mm. z tak przygotowanej główki szyny wycięto próbki do pomiaru rozkładu twardości pod powierzchnią główki. wyniki pomiarów przedstawiono na rysunkach 14÷16. z wykresów widać, że odkształcanie przekładki austenitycznej cr-ni z metastabilnym austenitem spowodowało prawie 2,5-krotny wzrost twardości przy powierzchni do poziomu ok. 510 hv10. tak duży wzrost twardości jest wynikiem umocnienia dyslokacyjnego i przemiany fazowej austenitu w martenzyt α’. w staliwie ze stabilnym austenitem (gx5crni19-10) twardość wzrasta do poziomu 370 hv10. niewielki wzrost twardości jest wynikiem tylko umocnienia dyslokacyjnego w staliwie manganowym ry 13 rozkład twardości na przekroju złącza zgrzewanego z przekładką ze staliwa gx5crni17-7 ig 13 hardness distribution in the cross-section of welded joint with spacer of gx5crni17-7 cast steel ry 14 rozkład twardości od umacnianej powierzchni w przekładce ze staliwa gx5crni17-7 ig 14 hardness distribution in strengthening surface of gx5crni17-7 cast steel spacer 46 przegląd spawalnictwa 11/2013 ry 15 rozkład twardości od umacnianej powierzchni w przekładce ze staliwa gx5crni19-10 ig 15 hardness distribution in strengthening surface of gx5crni19-10 cast steel spacer ry 16 rozkład twardości od umacnianej powierzchni staliwa wysokomanganowego gx120mn13 ig 16 hardness distribution in strengthening surface of gx120mn13 high-manganese cast steel spacer nio ki 1. badania makroskopowe i mikroskopowe połączenia zgrzewanego z przekładką ze staliwa austenitycznego o obniżonej stabilności austenitu wykazały prawidłową geometrię złącza. linia zgrzania zarówno po stronie staliwa manganowego, jak i stali szynowej nie wykazuje niezgodności spawalniczych. dowodem tego jest właściwa wartość strzałki ugięcia, wymagany poziom siły niszczenia złącza w czasie próby zginania oraz lokalizacja pęknięcia w materiale stali szynowej r350ht. 2. struktura przekładki składa się z austenitu, ferrytu δ oraz martenzytu α’. w czasie współpracy koła z powierzchnią główki będzie zachodziła dalsza przemiana fazowa austenitu w martenzyt α’, powodująca samoutwardzanie się przekładki, co zapobiegnie tworzeniu się wgłębienia na powierzchni główki szyny w miejscu austenitycznej przekładki. 3. odkształcenie powierzchni główki szyny w miejscu złącza metodą młotkowania, symulujące umocnienie złącza w czasie eksploatacji, potwierdziło przebieg przemiany fazowej austenit w martenzyt α’ w austenitycznej przekładce ze staliwa x5crni17-7 i wzrost twardości do 510 hv10. w przekładce ze staliwa gx5crni19-10 ze stabilnym austenitem twardość powierzchni wzrasta do 370 hv10. w odlewie ze staliwa manganowego umocnienie powierzchni w wyniku młotkowania powoduje wzrost twardości do 600 hv10. duży stopień umocnienia przekładki ze staliwa z metastabilnym austenitem zagwarantuje dużą odporność na zużycie złącza zgrzewanego. 4. zmierzona metalograficznie ilość ferrytu w przekładce ze stali austenitycznej wynosi ok. 8,3% udział martenzytu zależy od miejsca pomiaru. w środku szyny udział martenzytu ma wartość ok. 15%, natomiast przy powierzchni nawet 50%. wyznaczona metodą rentgenowską łączna zawartość ferrytu i martenzytu przy powierzchni wynosi ok. 55%. w strefie umocnionej odkształceniem sumaryczny udział ferrytu δ i martenzytu to ok. 60%. wyniki pomiarów ilości ferrytu δ i martenzytu α’ wykonane metodą rentgenowskiej analizy fazowej i metalograficznie są więc zbieżne. 5. stwierdzona niska plastyczność złączy zgrzewanych w pierwszych próbach była wynikiem zbyt wysokiej temperatury w procesie zgrzewania i nieusuwaniem w czasie spęczania nadtopionych obszarów. skorygowane parametry zgrzewania (ilość impulsów, ustawienie płaszczyzny zgrzewania względem elektrod prądowych, siła docisku) pozwoliły wyeliminować błędy i otrzymać złącza zgrzewane, które spełniają wymagania postawione w odpowiednich przepisach kolejowych. odkształcenie spowodowało wzrost twardości 2,6 razy do poziomu ok. 600 hv10. duży wzrost twardości w staliwie manganowym (hadfielda) jest wynikiem umocnienia dyslokacyjnego, bliźniakowania oraz przemiany fazowej austenitu w martenzyt ε i α’. podobny stopień umocnienia w czasie odkształcania powierzchni główki szyny manganowej i przekładki ze staliwa o składzie stali x5crni17-7 z metastabilnym austenitem powinien zapewnić dobrą odporność na zużycie złącza zgrzewanego. wykorzystując opracowaną technologię spajania i nowy materiał na przekładki, w kzn bieżanów wykonano ponad 20 złączy stali szynowej r350ht ze staliwem wysokomanganowym. złącza te zamontowano w rozjazdach kolejowych na krajowych liniach kolejowych w 2012 r. okresowe rewizje rozjazdów wskazują na bardzo dobre zachowanie się ich w czasie eksploatacji. 47przegląd spawalnictwa 11/2013 literat ra [1] dobosz s., pacyna j., tasak e., kusiński j.: nowe tworzywa bainityczne na rozjazdy krzyżownic kolejowych, projekt rozwojowy nr r0700702 finansowany przez kbn, agh kraków 2008-2010. [2] gawlik s., naróg p., głownia j.: charakterystyka staliwa bainitycznego na rozjazdy kolejowe, materiały konferencji „staliwo – nowe wyzwania przemysłowe” kraków 2013. [3] parzych s.: struktura i właściwości połączeń zgrzewanych stali i staliw stosowanych w kolejnictwie, praca doktorska, agh kraków 2012. [4] parzych s., krawczyk j.: the influence of heat treatment on microstructure and tribological properties of resistance butt welds of a cast bainitic steel, archives of metallurgy and materials, vol. 57, issue 1, s. 261–264, 2012. [5] parzych s.: mikrostruktura i właściwości staliwa bainitycznego po różnych wariantach obróbki cieplnej, xxxix szkoła inżynierii materiałowej, kraków-krynica, 27.09-2.10.2011, s. 290-301, 2011. [6] parzych s., tasak e.: influence of heat treatment on microstructure and properties of bainitic cast steel used for frogs in railway crossovers , archives of foundry engineering, vol. 10, special issue 1, s.113–116, 2010. [7] krawczyk j., parzych s.: microstructure formation and properties of abrasion resistant cast steel, archives of foundry engineering, vol. 10 special issue 1, s. 295–300, 2010. [8] parzych s., tasak e.: właściwości odlewanych monoblokowych krzyżownic wykonanych ze staliwa bainitycznego, materiały konferencji spawalnictwo dróg szynowych: jakość–niezwodność–bezpieczeństwo, warszawa–bochnia, 12-14.05.2010, s.92-97, 2010. [9] tasak e., henel g., żurek z.: technologia wytwarzania rozjazdów ze staliwa manganowego spajanego ze stalą węglową, przegląd spawalnictwa nr 5 2007 s. 30-33. [10] blaumauer j.: patent ep 0 467 881 a1 (patent pl 167992): verfahren zur verbindung von aus manganhartstahiguss bestehenden weichenteilen bzw. manganstahlschienen mit einer schiene aus kohlenstoffstahl, 1991. [11] tasak e.: patent p.365917, sposób łączenia elementów rozjazdowych wykonanych ze staliwa wysokomanganowego i stali szynowej węglowej, 2004. [12] tasak e., ziewiec a., paś j., sajon s.: sposób łączenia elementu z austenitycznego staliwa wysokomanganowego z elementem ze stali węglowo-manganowej lub stali węglowej, zgłoszenie patentowe p.395747 z dnia 25.07.2011. [13] tasak e., ziewiec a., ziewiec k.: sposób łączenia elementów rozjazdowych wykonanych z austenitycznego staliwa lub stali wysokomanganowej i szyn ze stali węglowo-manganowej lub węglowej, zgłoszenie patentowe p.400757 z dnia 13.09.2012. [14] lech s.: wpływ grubości przekładki i obróbki cieplnej na właściwości złącza zgrzewanego stali r350ht ze staliwem wysokomanganowym, referat wygłoszony na 50. konferencji studenckich kół naukowych agh, kraków 2013. [15] formowicz k., tasak e.: przemiany fazowe i strukturalne występujące w procesie zgrzewania staliwa manganowego ze stalą węglową poprzez przekładkę ze stali austenitycznej, materiały 50. konferencji studenckich kół naukowych agh, publikacje laureatów, wyd. studenckie towarzystwo naukowe kraków 2013. [16] capdevila c., caballero f.g., garcia de andres c.: determination of ms temperature in steels: a bayesian neural network model, isij international 42 (2002) 894. [17] formowicz k.: właściwości i struktura złączy zgrzewanych staliwa wysokomanganowego z szyną ze stali węglowej, projekt inżynierski. agh kraków 2013. 6. przeprowadzone badania złącza zgrzewanego staliwa wysokomanganowego z szyną ze stali węglowej przez przekładkę ze staliwa austenitycznego z metastabilnym austenitem w pełni potwierdziły założenia i oczekiwania stawiane połączeniom zgrzewanym w rozjazdach kolejowych. zastosowanie na przekładkę staliwa austenitycznego o obniżonej trwałości austenitu pozwala uzyskać złącze, w którym w procesie eksploatacji umocnienie staliwa manganowego i przekładki będzie podobne, co wpłynie na wzrost odporności na zużycie. badania wykonano w ramach projektu nr 179178 umowa nr pbs1/a5/8/2012 r redakcja przegląd spawalnictwa, ul. świętokrzyska 14a, 00-050 warszawa tel.: 22 827 25 42, fax: 22 336 14 79; e-mail: pspaw@ps.pl, www.pspaw.ps.pl 201311_pspaw_4ju5.pdf 3przegląd spawalnictwa 11/2013 andrzej gruszczyk tomasz kik twardość wtórna połączeń spawanych stali energetycznych secondary hardness of heat resistant steels   welded joints r a inż andrze r zczyk pro pol l , dr inż toma z ik – politechnika śląska, gliwice. a tract in this work tendency to secondary hardness of 7crmovtib-10 steel welds and dissimilar steam boiler membrane wall 10crmo9-10 (flat bar) with x10crmovnb9-1 (pipe) weld joints was assessed. using finite element method with sysweld (esi group) possible growth of hardness connected with secondary hardness in haz area zones were define. tension state on welded construction of membrane wall was verified. results allows to determine factors which are conducive to initiate transverse cracks in steam boiler membrane wall welds. stre zczenie w pracy oceniono skłonność do twardości wtórnej napoin stali 7crmovtib-10 oraz spoin złączy różnorodnych ściany szczelnej kotła parowego wykonanej ze stali 10crmo9-10 (płaskownik) i stali x10crmovnb9-1 (rura). metodą elementów skończonych (mes) z wykorzystaniem oprogramowania sysweld (esi group) określono obszary swc, w których możliwy jest wzrost twardości związany z twardością wtórną. dokonano weryfikacji stanu naprężeń w konstrukcji spawanej ściany szczelnej. pozwoliło to na ustalenie czynników sprzyjających rozwojowi pęknięć poprzecznych w spoinach ścian szczelnych kotłów parowych. t p podczas wygrzewania w temperaturach niższych od ac1 uprzednio zahartowanych lub przesyconych składnikami stopowymi oraz zanieczyszczeniami obszarów złącza spawanego stali zachodzą istotne przemiany struktury. siłą napędową tych przemian jest różnica entalpii swobodnej między metastabilnym martenzytem i strukturami przesyconymi, a mieszaniną faz uzyskaną po ich wygrzaniu złożoną zwykle z ferrytu i węglików. stosunkowo dobrze poznane są procesy odpuszczania martenzytu, gdzie w zależności od warunków odpuszczania, głównie temperatury, można wyróżnić podstawowe stadia tego procesu. najogólniej należą do nich rozkład martenzytu połączony z wydzielaniem, a następnie koagulacją węglików oraz przemiana austenitu szczątkowego w fazę α. w przypadku spawalnych stali węglowych i węglowo–manganowych zjawiskom tym towarzyszy monotoniczny spadek twardości i poprawa właściwości plastycznych połączeń spawanych. odmiennie w warunkach wysokiego odpuszczania zachowują się stale zawierające pierwiastki węglikotwórcze takie jak chrom, molibden, wanad i wolfram. składniki te dopiero w zakresie temperatury 500÷600oc osiągają wystarczająco duże szybkości dyfuzji i mogą tworzyć węgliki stopowe. uważa się, że w pierwszej fazie zarodkowania niezależnego fazy węglikowe są koherentne lub częściowo koherentne z osnową i charakteryzują się dużą dyspersją, dlatego wydzielenia np. mo2c lub vc powodują zwiększenie twardości i ograniczenie właściwości plastycznych odpuszczanych stali. jest to tzw. efekt twardości wtórnej. stwierdzono także, że niewielkie dodatki silnie węglikotwórczych pierwiastków, jak np. tytan i niob, powodują w stalach chromowo-molibdenowo-wanadowych wyraźne zwiększenie efektu twardości wtórnej [1]. rozpad faz umacniających i związane z tym przejście składników stopowych do roztworu oraz przesycenie innymi niż węgiel składnikami stopowymi jest 4 przegląd spawalnictwa 11/2013 mniej poznanym zjawiskiem, które może wystąpić w wysokotemperaturowej części swc i w spoinach złączy spawanych zarówno tradycyjnych, jak i nowo opracowanych stali energetycznych. różnice składu chemicznego tradycyjnej stali t22 i nowych stali energetycznych o zbliżonej zawartości chromu polegają na wprowadzeniu do nowych stali mikrododatków boru, niobu i wanadu w przypadku stali t23 oraz boru, wanadu i tytanu w stali t24 (tabl. i). w obu stalach podwyższono czystość metalurgiczną, ograniczono zawartość węgla do 0,1% oraz ustalono dopuszczalne zawartości azotu. w tej sytuacji tradycyjne podejście do spawalności pozwoliło na uznanie stali t24 za stal dobrze spawalną. praktyka tego nie potwierdziła. stabilność faz umacniających, ich rozpad oraz zjawiska przesycenia roztworu stałego, starzenia, umocnienia wydzieleniowego, twardości wtórnej i kruchości odpuszczania powinny być istotnymi aspektami metalurgii spawania nowoczesnych stali – nie tylko energetycznych. ograniczenie spawalności stali energetycznych wynikające z niekontrolowanych procesów wydzieleniowych wiązano do tej pory głównie z pękaniem wyżarzeniowym (relaksacyjnym). cytowane w literaturze wskaźniki określające skłonność do pękania relaksacyjnego opracowane zostały dla różnych gatunków stali, wyraźna jest jednak różnica podejścia do tego zjawiska [1÷3] δg = cr + 3,3mo + 8,1v – 2 (1) rs = 0,12cu + 0,19s + 0,10as + p + 1,18sn + 1,49sb (2) psr = cr + cu + 2mo + 10v + 7nb + 5ti – 2 (3) wskaźnik δg uwzględnia jedynie zawartość chromu, molibdenu i wanadu, czyli składników stopowych sprzyjających klasycznej twardości wtórnej stali. wskaźnik rs uwzględnia składniki, które występują w stalach w ilościach śladowych i wpływają na odwracalną kruchość odpuszczania. nowsze poglądy na temat pękania wyżarzeniowego ponownie podkreślają rolę struktur przesyconych i pierwiastków wywołujących efekt twardości wtórnej [2]. znalazło to również wyraz we wskaźniku pękania psr, gdzie obok chromu, molibdenu i wanadu ważną rolę odgrywają miedź, niob i tytan, składniki stopowe tworzące z ferrytem roztwory o ograniczonej rozpuszczalności. ta lica i nominalne składy chemiczne wybranych żaroodpornych stali ferrytycznych ta le i nominal chemical composition of chosen heat resistant ferritic steels gatunek stali zawartość składników stopowych, % wag. c si mn cr mo w ti v nb b n co inne 2cr t22(2,25-1) max 0,15 max 0,5 0,3 0,6 1,9 2,6 0,87 1,13 – – – – – – – cu max 0,3 t23, hcm2s 0,04 0,10 max 0,5 0,1 0,6 1,9 2,6 0,05 0,3 1,45 1,75 – 0,20 0,30 0,02 0,08 0,0005 0,0060 max 0,03 – – t24, 7crmo 0,05 0,10 0,15 0,45 0,3 0,7 2,2 2,6 0,9 1,1 – 0,05 0,10 0,20 0,30 – 0,0015 0,0070 max 0,012 – – odwracalna kruchość odpuszczania stali i połączeń spawanych stali energetycznych pozostaje nadal problemem do rozwiązania [3÷4]. adania wła ne twardo wt rna napoin tali 7cr ovti 10-10 badaniom poddano napoiny wykonane na blasze o grubości 6 mm ze stali 7crmovtib1010 o składzie chemicznym przedstawionym w tablicy ii. na blachach wykonano napoiny łukiem krytym (saw) z zastosowaniem topnika böhler uv 305 oraz spoiwa o składzie chemicznym przedstawionym w tablicy iii. napawanie prowadzono bez podgrzania wstępnego. regulowano energię liniową napawania w zakresie 4÷16 kj/cm. po napawaniu próbki poddano odpuszczaniu w temperaturze 100÷700oc co 100oc oraz w temperaturze 750oc. wyniki średnie z pięciu pomiarów twardości hv1 na przekroju poprzecznym napoin bezpośrednio po napawaniu oraz po obróbce cieplnej przedstawiono na rysunku 1. następnie metodą elementów skończonych (mes) z wykorzystaniem oprogramowania sysweld firmy esi group określono pole temperatury podczas wykonywania badanych napoin z energiami liniowymi 4, 8, 12 i 16 kj/cm. wyznaczono odległość od osi ry 1 wpływ temperatury odpuszczania na twardość napoin 7crmov wykonanych łukiem krytym ig 1 influence of tempering temperature on 7crmov saw welds hardness 5przegląd spawalnictwa 11/2013 ta lica ii skład chemiczny stali 7crmovtib10-10 ta le ii chemical composition of 7crmovtib10-10 steel napoiny do izotermy t = 600oc na powierzchni blachy (rys. 2, tabl. iv). do kalibracji źródła ciepła w programie sysweld posłużyły zdjęcia makrostruktur oraz wymiary charakterystyczne napoin: szerokość lica, wysokość nadlewu i głębokość wtopienia, zawarte w tablicy iv. znając położenie izotermy t = 600oc, wykonanometodą saw dwie równoległe napoiny z energią liniową 4, 8, 12 i 16 kj/cm, tak aby pierwsza napoina podlegała oddziaływaniu pola temperatury przy wykonywaniu drugiej napoiny, a izoterma t = 600oc sięgała osi napoiny pierwszej. przykładową makrostrukturę równolegle ułożonych napoin z energią liniową 12 kj/cm przedstawiono na rysunku 3. następnie przeprowadzono pomiary twardości hv1 na powierzchni przekroju poprzecznego napoin. odległości między liniami i punktami pomiarowymi na liniach wynosiła 0,5 mm. wyraźny wzrost twardości zaobserwowano w napoinach pierwszych wykonanych z energią liniową spawania 8, 12 i 16 kj/cm. przykładowy rozkład twardości na przekroju poprzecznym napoin wykonanych z zastosowaniem energii liniowej spawania 12 kj/cm przedstawiono na rysunku 4. twardo wt rna poin złączy r żnoimiennyc ciany zczelne badaniom poddano złącza różnoimienne ściany szczelnej kotła parowego. do wykonania ścian zastosowano rury ze stali wysokostopowej x10crmovnb9-1 (t91), płaskowniki ze stali 10crmo9-10 (10h2m ) oraz gatunek stali zawartość składników stopowych, % wag. c si mn p s cr mo v ti al n b 7crmov 0,08 0,25 0,52 0,008 0,002 2,44 1,00 0,264 0,070 0,011 0,0085 0,0053 skład wg astm a 213 0,05 ÷0,10 0,15 ÷0,45 0,30 ÷0,70 max 0,02 max 0,01 2,2 ÷ 2,6 0,90 ÷ 1,10 0,20 ÷ 0,30 0,05 ÷ 0,10 max 0,02 max 0,012 0,0015 ÷ 0,007 materiał dodatkowy zawartość składników stopowych, % wag. c si mn p s cr mo v ti cu nb b drut elektrodowy union s p24 0,10 0,19 0,57 0,005 0,003 2,52 0,93 0,219 0,002 0,01 0,053 0,0002 ta lica iii skład chemiczny spoiwa użytego do spawania stali 7crmovtib10-10 ta le iii chemical composition of filler material for 7crmovtib10-10 steel welding energia liniowa spawania, kj/cm 4 8 12 16 zasięg izotermy t = 600oc, mm 5,6 7,0 8,4 9,8 szerokość lica, mm 7,26 10 12,26 13,59 wysokość nadlewu, mm 1,16 1,92 2,04 1,96 głębokość wtopienia, mm 2,11 2,78 3,21 3,52 ta lica iv mes zasięg izotermy t = 600oc wyznaczony metodą mes oraz cechy geometryczne napoin wykonanych łukiem krytym przy różnych energiach liniowych spawania ta le iv fem results – 600oc isotherm range and saw deposits dimensions welded with different heat input ry 2 pole temperatury z zaznaczeniem zasięgu izotermy t = 600oc, e = 12 kj/cm ig 2 temperature fields with 600oc isotherm range selection, heat input – 12 kj/cm ry 3 makrostruktura równolegle ułożonych napoin do badania wpływu złożonego cyklu cieplnego na skłonność do twardości wtórnej ig 3 macrostructure of parallel welded deposits for investigation of influence of complex thermal cycle on secondary hardness 6 przegląd spawalnictwa 11/2013 spoiwo o składzie odpowiadającym stali 10crmo9-10. połączenia wykonano łukiem krytym z podgrzaniem wstępnym do temperatury 180oc. spawanie polegało na wykonaniu jednocześnie dwóch spoin łączących płaskownik i dwie rury. następnie fragment ściany odwracano i wykonywano kolejne dwie spoiny. w ten sposób cykl cieplny spawania spoin wykonanych później oddziaływał na spoiny wykonane wcześniej. złącza badano w stanie nieobrobionym cieplnie. typowe makrostruktury wymienionych połączeń z określeniem udziału materiału rury w spoinach przedstawiono na rysunku 5. skłonność do twardości wtórnej spoin wykonanych jako drugie wybranego fragmentu ściany szczelnej określono, podobnie jak w przypadku napoin wykonanych na stali 7crmovtib10-10 (rys. 1), przez pomiar twardości spoin bezpośrednio po spawaniu i po odpuszczaniu w zakresie temperatury od 100 do 750oc. stwierdzono zróżnicowaną skłonność spoin do twardości wtórnej. maksymalne twardości spoin po odpuszczaniu w temperaturze 600oc były od 20 do 50 hv1 wyższe od twardości zmierzonej bezpośrednio po spawaniu. oddziaływanie cyklu cieplnego spawania spoin drugich na właściwości spoin wykonanych wcześniej określono przez sporządzenie siatki twardości na całej powierzchni przekroju poprzecznego spoin. odległości między liniami pomiarowymi oraz odstęp między punktami pomiarowymi na linii pomiarowej wynosił 0,5 mm. wyniki przedstawiono na rysunku 6. odelowanie rozkład temperat ry i tan napr że pawane ciany zczelne celem analizy numerycznej była weryfikacja stanu naprężeń oraz rozkładu pól temperatury w konstrukcji spawanej ściany szczelnej. analizę przeprowadzono przy użyciu metody elementów skończonych (mes) z wykorzystaniem specjalistycznego oprogramowania sysweld firmy esi group. model geometryczny 3d wykorzystany w obliczeniach składał się z dwóch rur ø63,5x10,0 mm oraz płaskownika 8,0x12,5 mm o długości 500 mm. na podstawie modelu geometrycznego stworzony ry 4 rozkład twardości na powierzchni napoin wykonanych łukiem krytym dla energii liniowej spawania 12 kj/cm ig 4 hardness distribution on saw deposits cross section, heat input – 12kj/cm ry 5 makrostruktura oraz udział materiału rodzimego rury w spoinach złącza różnoimiennego ściany szczelnej ig 5 macrostructure and dilution on membrane wall welds ry 6 rozkład twardości na powierzchni spoin złącza ściany szczelnej, niżej spoina poddana ponownemu nagrzaniu (pierwsza), wyżej spoina wykonana później ig 6 hardness distribution on membrane wall cross section welds, below – weld reheated (first), upper – bead welded after 7przegląd spawalnictwa 11/2013 został trójwymiarowy model obliczeniowy składający się z ok. 56 510 elementów i 44 108 węzłów. parametry materiałowe, takie jak krzywa naprężenie-odkształcenie, współczynnik rozszerzalności cieplnej, ciepło właściwe, przewodność cieplna, moduł younga, w przeprowadzonych symulacjach są zmienne w zależności od temperatury. do symulacji numerycznych, zgodnie z procesem spawania, warunki brzegowe dobrano na podstawie sposobu mocowania elementów (rury i płaskownika) w czasie spawania. jako źródło ciepła wykorzystano zdefiniowane w oprogramowaniu źródło goldaka w kształcie podwójnej półelipsoidy. zastosowano źródło uzupełnione o odpowiednie współczynniki korekcyjne bardzo dobrze odpowiada modelowanemu procesowi spawania łukiem krytym. przeprowadzona symulacja procesu spawania pozwoliła na określenie zakresu zmiany temperatury w czasie spawania zestawu pierwszych dwóch spoin, a następnie zasięgu izotermy 600oc w czasie spawania kolejnych spoin oraz stygnięcia spawanego elementu (rys. 7). analizie poddano również stan naprężeń konstrukcji w czasie spawania i po spawaniu. wykazała ona szczególnie znaczący wzrost naprężeń w kierunku spawania (wzdłużnie do osi elementu) w obszarze płaskownika i spoin (rys. 8). analiza wynik w ada próby napawania łukiem krytym stali 7crmovtib10-10 nie wykazały istotnego wpływu energii liniowej spawania na twardość napoin w stanie bezpośrednio po spawaniu. wskazuje to, że procesy hartowania miały mniejszy wpływ na twardość tych napoin bezpośrednio po napawaniu. wszystkie napoiny wykonane łukiem krytym wykazały istotną skłonność do twardości wtórnej. maksimum twardości osiągnęły po odpuszczaniu w temperaturze 600oc. przyrost twardości badanych napoin kształtował się na poziomie ok. 50 hv1 (rys. 1). efekt twardości wtórnej wystąpił również w wyniku ponownego nagrzania przy wykonywaniu dwóch równoległych napoin. złożony cykl cieplny doprowadził do wzrostu twardości w obszarach napoin wykonanych z zastosowaniem energii liniowych 8, 12, i 16 kj/cm, nagrzanych ponownie do temperatury ok. 600oc. szczególnie widoczny wzrost twardości zaobserwowano w napoinie wykonanej z energią liniową 12 kj/cm (rys. 4). wywołany złożonym cyklem cieplnym proces odpuszczania doprowadził do podwyższenia twardości spoin i niewątpliwie pogorszył właściwości plastyczne w tym obszarze złącza. procesy odpuszczania zachodzące w warunkach spawania wielościegowego kojarzą się zwykle z obniżeniem twardości i poprawą właściwości plastycznych złącza. w badanych napoinach doszło do wymieszania się niobu pochodzącego ze spoiwa z tytanem pochodzącym ze stali t24 w proporcjach zależnych od parametrów spawania (tabl. ii i iii). wg [5] proporcje między zawartością mikrododatków tworzących trwałe (ti) i słabe (nb) fazy umacniające mają istotny wpływ na przebieg rozpuszczania i wydzielania się faz umacniających w czasie spawania. stale użyte do wytworzenia badanych ścian szczelnych kotłów x10crmovnb9-1 (rura) i 10crmo9-10 (płaskownik) różnią się istotnie składem chemicznym, właściwościami fizycznymi i eksploatacyjnymi. stal x10crmovnb9-1 jest wysokostopową stalą martenzytyczną o zawartości chromu ok. 9%, w której istotnymi dodatkami stopowymi są wanad (maks 0,25%), niob (maks 0,1%) i azot (0,03÷0,07%). stal niskostopowa 10crmo9-10 o zawartości chromu ok. 2,25% nie zawiera wanadu i niobu, a azot traktowany jest jako zanieczyszczenie. wymieszanie w spoinie składników stopowych i zanieczyszczeń obu stali ze spoiwem o składzie stali 10crmo9-10 powoduje, że spoiny uzyskały trudne do przewidzenia właściwości. udział stali x10crmovnb9-1 w badanych spoinach zmieniał się w zakresie od 14 do 43% (rys. 5). różnice stopnia wymieszania istotnie wpłynęły na proporcje między zawartością węgla, azotu oraz składników węgliko i azotkotwórczych. badania twardości po odpuszczaniu wybranych spoin wykonanych jako drugie wykazały ich zróżnicowaną skłonność do twardości wtórnej. maksymalne twardości spoin po odpuszczaniu w temperaturze 600oc przekraczały twardość po spawaniu ry 7 maksymalny zasięg izotermy t = 600oc w czasie stygnięcia spoin wykonanych jako drugie ig 7 maximum range of 600oc isotherm during welds cooling welded as second ry 8 obszar maksymalnych naprężeń w kierunku osi spoiny po zakończeniu procesu spawania ig 8 area of maximal stresses along weld axis after welding 8 przegląd spawalnictwa 11/2013 o 20÷50 hv1. pomiary twardości na całej powierzchni przekroju poprzecznego spoin wykazały, że w spoinie niepoddanej ponownemu nagrzaniu rozkład twardości był dość równomierny, a średnia twardość tej spoiny kształtowała się na poziomie 346,7 hv1 (rys. 6). w spoinie pierwszej poddanej oddziaływaniu złożonego cyklu cieplnego twardość średnia była wyższa, ok. 376 hv1, co nie jest zaskoczeniem, bowiem spoiny różniły się stopniem wymieszania. ciekawszy jest rozkład twardości na przekroju poprzecznym spoiny. maksimum twardości wypadło w obszarze dość odległym od linii wtopienia spoiny drugiej w niskotemperaturowej części swc. spowodowane to zostało niekontrolowanymi procesami wydzieleniowymi zachodzącymi podczas ponownego nagrzania spoiny. modelowanie numeryczne rozkładu temperatury podczas spawania ściany szczelnej wykazało, że izoterma temperatury 600oc sięga do połowy przekroju spoiny wykonanej wcześniej (rys. 7). wskazuje to, że wzrost twardości w spoinie pierwszej poddanej ponownie nagrzaniu wiązać należy z twardością wtórną. modelowanie mes stanu naprężeń podczas spawania ściany szczelnej wykazało jednoznacznie, że najwyższy poziom naprężeń rozciągających w kierunku osi spoiny występuje w obszarze płaskownika i spoin (rys. 8). obniżenie właściwości plastycznych spoin w wyniku ich ponownego nagrzewania i wysoki poziom naprężeń rozciągających w kierunku osi spoiny, koncentrujących się w obszarze spoin i płaskownika, sprzyja rozwojowi pęknięć poprzecznych spoin ściany szczelnej, nie tylko w czasie spawania, ale również w czasie obróbki cieplnej i eksploatacji. w analizowanych przypadkach problemy związane z twardością wtórną mogą być potęgowane w przypadku złączy różnorodnych stali x10crmovnb9-1 + 10crmo9-10 mieszaniem się w spoinach składników stopowych, mikrododatków i zanieczyszczeń obu stali. w spoinach stali 7crmovtib10-10 mieszają się w proporcjach zależnych od warunków spawania niob pochodzący ze spoiwa z tytanem pochodzącym ze stali 7crmovtib10-10. nasuwa się pytanie, jaki to ma wpływ na właściwości spoin? przydatnym narzędziem do analizy procesów zachodzących w czasie spawania stali energetycznych jest modelowanie mes z wykorzystaniem oprogramowania sysweld. wyznaczone metodą mes pole temperatury w warunkach wykonywania różnych połączeń spawanych pozwala na wskazanie obszarów złącza, w których może dochodzić do procesów pogarszających właściwości złącza. potwierdziły to pomiary, które wykazały wystąpienie efektu twardości wtórnej w spoinach i napoinach poddanych ponownemu nagrzaniu. w tych obszarach złączy spawanych stali energetycznych możliwe jest również obniżenie właściwości plastycznych związane z nieodwracalną kruchością odpuszczania. nio ki – wykonane łukiem krytym napoiny stali 7crmovtib10-10 oraz spoiny połączeń spawanych różnorodnych stali 10crmo9-10 + x10crmovnb9-1 wykazują skłonność do twardości wtórnej w czasie obróbki cieplnej i ponownego nagrzania podczas spawania. – wysoki poziom naprężeń rozciągających w kierunku osi spoiny oraz obniżenie właściwości plastycznych spoin w wyniku niekontrolowanych procesów wydzieleniowych sprzyjają rozwojowi pęknięć poprzecznych w spoinach ścian szczelnych kotłów parowych. – modelowanie mes z wykorzystaniem oprogramowania sysweld jest przydatnym narzędziem do analizy procesów zachodzących w czasie spawania stali energetycznych. literat ra [1] dobrzański l. a., hajduczek e., marciniak j., nowosielski r.: metaloznawstwo i obróbka cieplna materiałów narzędziowych. wnt 1990. [2] tasak e., ziewiec a.: spawalność materiałów konstrukcyjnych. spawalność stali. kraków 2009 [3] newell w.f.: challenges meeting, temper embrittlement criteria with welding consumables. ipeia, 14-17 february 2007. [4] lalam s.h., bhadesia d.h., macka d.j.c.: bruscato factor i temper embrittlement of welds. science and technology of welding and joining, 5/2000, vol. 5. [5] wang g.r., lau t.w., weatherly g.c., north t. h.: weld thermal cycles and precipitation effects in ti-v-containing hsla steels. metallurgical transactions a, 1989, vol. 20a, 2093-2100. 201306_pspaw_5i5a.pdf 65przegląd spawalnictwa 6/2013 jan stabryła krzysztof dutka wpływ technologiczności na awarię spawanej konstrukcji aluminiowej producibility aspects influence on aluminum welded  roof failure  dr inż. jan stabryła, dr inż. krzysztof dutka – uniwersytet warmińsko-mazurski w olsztynie. streszczenie w artykule omówiono zależność pomiędzy awarią spawanej konstrukcji zadaszenia a jakością złączy spawanych. na niezawodność konstrukcji ma wpływ nie tylko jakość złączy, ale i ich konstrukcja. artykuł dotyczy złączy wykonanych na elementach nośnych zadaszenia obiektu widowiskowego. podczas obciążenia wywołanego silnym wiatrem konstrukcja dźwigarów zadaszenia uległa uszkodzeniu. w celu zbadania przyczyny awarii, uszkodzone złącza poddano badaniom laboratoryjnym i analizie technologiczności. badania wykazały wiele niedociągnięć zarówno w zakresie samej technologii wykonania, jak i błędów konstrukcyjnych. abstract the paper discusses the relationship between the failure of welded roof and the quality of welded joints. the reliability of the structure is affected not only the quality of the joints, but also their design. the joints are made in the support facility spectacular roof. the loading by a strong wind, the structure of roof beams has been damaged. to investigate the cause of the failure, damaged joints were subjected to laboratory testing and analysis of producibility. the number of shortcomings are found in, both the same, production technology and design errors. wstęp współczesne rozwiązania wymagają stosowania nowych lekkich i odpornych na korozję materiałów konstrukcyjnych. na szczególną uwagę zasługują stopy aluminium, które należy do metali o największej koncentracji w skorupie ziemskiej. do najczęściej wytwarzanych konstrukcji aluminiowych należą [1, 13]: estrady stacjonarne, estrady mobilne, zadaszenia budynków, elewacje budynków, lekkie pawilony (szkło i aluminium), budowle futurystyczne, kładki, balustrady, wiaty, schody, pomosty, zbiorniki, jachty, łodzie i obiekty pływające marynarki wojennej. rozpowszechnienie spawanych konstrukcji aluminiowych sprawia, że po stali materiał ten zajmuje drugą pozycję jako materiał konstrukcyjny. z doświadczeń w zakresie wytwarzania wynika, że jest to materiał trudny do spawania. spawanie konstrukcji ze stopów aluminium, mimo że jest dość szeroko stosowane, ciągle stwarza wiele problemów technologicznych. już sam dobór materiału rodzimego do warunków eksploatacji wymaga szczegółowej analizy oddziaływania czynników mechanicznych i chemicznych na konstrukcję zarówno w fazie wytwarzania, jak i eksploatacji. jurczak zaleca, aby w warunkach oddziaływania korozji naprężeniowej stosować stop alzn5mg2crzr [2]. złącza należy wykonywać metodą spawania łukowego w osłonie gazu obojętnego przy użyciu drutu salmg5zn2zr0,4. na jakość złączy ma istotny wpływ nie tylko szczelna osłona gazu obojętnego, ale i przygotowanie brzegów materiału do spawania. konstrukcje aluminiowe, ze względu na znaczną plastyczność materiału, w celu zabezpieczenia stabilności powinny być usztywniane żebrami, na co zwraca uwagę w swojej publikacji hulimka [1]. trudności w uzyskaniu prawidłowego wtopienia wynikają ze skłonności aluminium do utleniania. już w ciągu kilku minut aluminium pokrywa się cienką warstwą tlenku – nawet w temperaturze otoczenia. intensywność utlenienia rośnie ze wzrostem temperatury. podatność aluminium na utlenianie prowadzi do powstawania niezgodności spawalniczych typu przyklejenie, gdyż na brzegach spawanego złącza przy dostępie tlenu powstaje warstwa al2o3 o temperaturze 66 przegląd spawalnictwa 6/2013 topnienia powyżej 2000oc, tj. trzykrotnie wyższej od temperatury topnienia aluminium. jest to obok pęknięcia jedna z najgroźniejszych niezgodności, gdyż nie jest widoczna, a skutkuje gwałtownym pękaniem złącza przy obciążeniu. stąd bardzo ważne jest zarówno dokładne oczyszczenie brzegów łączonych elementów przed spawaniem, jak i utrzymywanie szczelnej osłony gazowej spoiny podczas spawania. często popełnianym błędem jest pomijanie osłony grani obojętnym gazem formującym. drugim istotnym czynnikiem decydującym o jakości złącza jest jego kształt. wiele prac przytacza zalecenia konstrukcyjne dotyczące prawidłowego rozwiązania konstrukcyjnego zapewniającego wytworzenie konstrukcji wolnej od wad typu pęknięcie, przyklejenie, spiętrzenie naprężeń itp [1, 4÷6]. ogólnie wszystkie wymagania co do poprawności kształtu złączy zostały zdefiniowane jako technologiczność konstrukcji. pod pojęciem technologiczności konstrukcji przyjęto rozumieć szereg cech spełniających postulaty funkcjonalności oraz wymagania dotyczące jej wykonania: łatwość, niski koszt, odpowiednie materiały, a także użytkowania: niezawodność, trwałość, podatność na naprawy i końcowy cykl eksploatacji podatny na recykling. poprawna pod względem technologiczności jest konstrukcja, której kształt nie sprzyja powstawaniu wad – niezgodności spawalniczych. zarówno błędy technologiczne, jak i konstrukcyjne są obok braku nadzoru spawalniczego przyczyną większości awarii i katastrof budowlanych [1, 5, 7]. większości tych zdarzeń można uniknąć, stosując zalecenia norm przedmiotowych [8÷13] i wytyczne dotyczące technologiczności konstrukcji spawanych [6]. cel, przedmiot i zakres badań przedmiotem badań były elementy łączników kratowych uszkodzone w wyniku awarii konstrukcji estradowej. widok konstrukcji zadaszenia po awarii powstałej w wyniku burzy przedstawiono na rysunku 1. silny wiatr działający na brezentowe pokrycie konstrukcji spowodował dynamiczne obciążenia, w wyniku których awarii uległy dwa łączniki dźwigarów poziomych i pionowych. podczas oględzin wstępnych stwierdzono pęknięcia złączy spawanych. uszkodzenia łącznika tylnego dźwigara poziomego przedstawiono na rysunku 2. uszkodzone łączniki zostały wymontowane i przekazane do badań laboratoryjnych. na rysunku 3 widoczny jest jeden z elementów dostarczonych do badań. analiza konstrukcji łączników kratowych konstrukcja łącznika ze stopu aluminium (almgsi1 f31) ma kształt sześcianu o wymiarach 510x510x510 mm. krawędzie łącznika wykonane są z rur ø60x5 mm złączone w narożach prostopadłościennymi kostkami o boku 60 mm. boki ścian usztywnione są krzyżulcami rurowymi ø30x3 mm. szkielet konstrukcji wykonany został metodą spawania. do prostopadłościanów stanowiących węzły narożne ściany lewej, prawej i górnej przymocowane są końcówki złączne o średnicy zewnętrznej 59 mm i długości 85 mm za pomocą stalowych ocynkowanych śrub montażowych rys. 1. widok ogólny uszkodzonej konstrukcji fig. 1. damaged structure view rys. 2. uszkodzony łącznik dźwigara tylnego fig. 2. damage roof back beam connector rys. 3. łącznik dźwigara tylnego (b). widoczne uszkodzenia złączy spawanych strony lewej. obustronne oderwanie spoin krzyżulca górnego i lewej strony krzyżulca dolnego fig. 3. roof back beam connector (b). left side welded joint failure. double-sided weld fracture in upper cross brace and on the left side of bottom cross brace ↑ ↑ ↑ ↑ 67przegląd spawalnictwa 6/2013 m16 klasy 8.8. pobrane do badania łączniki kratowe oznaczono jako a – z dźwigara przedniego i b – dźwigara tylnego. celem identyfikacji poszczególne uszkodzone złącza oznaczono literowo. przykład oznaczenia: adpl – łącznik przedni, pas dolny, ściana przednia strona lewa. w obydwu łącznikach stwierdzono całkowite zniszczenie złączy spawanych strony lewej. lewa ściana obydwu łączników została całkowicie oddzielona od reszty konstrukcji. ponadto w łączniku b wystąpiło całkowite oddzielenie krzyżulca górnego od konstrukcji. pękanie nastąpiło od spoin węzłów dolnych strony lewej. elementy rurowe nie noszą śladów odkształceń plastycznych. pęknięciu uległy złącza spawane bez naruszenia ciągłości materiału rodzimego. dodatkowo zaobserwowano częściowe pęknięcia węzłów w płaszczyźnie poziomej pomiędzy kostką a rurą pionową oraz obydwu górnych złączy łącznika a strony lewej – w podobny sposób jak w łączniku b. badania wizualne uszkodzonych elementów konstrukcji przykładowy widok pękniętych złączy w kierunku na rurę i w kierunku na kostkę węzła przedstawiono na rysunkach 4÷7. wygląd pękniętych spoin jest podobny, co wskazuje na stosowanie jednakowej technologii spawania, w tym sposób przygotowania elementów do spawania. czoła łączonych do prostopadłościanów rur były zestawiane na styk bez ukosowania. charakter przełomu przebiegającego w każdym przypadku przez spoinę jest kruchy, bez widocznych stref odkształcenia plastycznego. pękanie przebiegało wzdłuż płaszczyzny styku rur z kostkami w węzłach. widoczna na rysunkach 4÷7 powierzchnia czołowa rur we wszystkich przypadkach jest przetopiona na głębokość 2÷2,5 mm, a ok. 20% długości każdej spoiny obwodowej wykazuje prawie całkowity brak przetopu. oznacza to, że cały przekrój czołowy rury nie został przetopiony, a ciągłość spoiny zapewnia wypukłość nadlewu lica spoiny. na każdym obwodzie są to obszary w strefie ścian łącznika. w takiej sytuacji jedynie nadlew lica był przekrojem, który przenosił obciążenia. dodatkowo na części obwodu nadlewy spoin były zeszlifowane na płaszczyznach zewnętrznych kostek węzłowych (rys. 4 i 7), aby umożliwić dobre przyleganie elementów łączonych za pomocą śrub, co dodatkowe zmniejszyło przekrój nośny złączy. takie wykonanie złącza spowodowało, że jego nośność została obniżona o ok. 80%, co jest widoczne na schemacie (rys. 8). rys. 4. pęknięta spoina łącznika a (węzeł górny, tylny lewa strona). dodatkowo widoczne pęknięcie spoiny prostopadłe do płaszczyzny rysunku – oznaczone strzałkami fig. 4. crack in the weld in a connector (upper truss joints, on the back left side). moreover, the crack in the joint perpendicular to the viewing side – marked by arrows rys. 5. pęknięta spoina łącznika a (węzeł górny, przedni, lewa strona). dodatkowo widoczne pęknięcie spoiny prostopadłe do płaszczyzny rysunku – oznaczone strzałkami fig. 5. crack in the weld in a connector (upper truss joints, on the front left side). moreover, the crack in the joint perpendicular to the viewing side – marked by arrows rys. 6. pęknięta spoina łącznika b (węzeł dolny przedni, lewa strona) fig. 6. crack in the weld in b connector (bottom truss joints, on the front left side). rys. 7. pęknięta spoina łącznika b (węzeł górny tylny, lewa strona). dodatkowo widoczne pęknięcie spoiny prostopadłe do płaszczyzny rysunku – oznaczone strzałką fig. 7. crack in the weld in b connector (upper truss joints, on the back left side). moreover, the crack in the joint perpendicular to the viewing side – marked by arrows ↑ ↑ ↑↑ ↑ 68 przegląd spawalnictwa 6/2013 badania makroskopowe do badań makroskopowych wg wymagań pn-en 1321 pobrano jeden węzeł oznaczony agtl [łącznik przedni (a), pas górny (g), ściana tylna (t), strona lewa (l)], który przecięto przez środek w trzech płaszczyznach prostopadle do spoin obwodowych (rys. 10). na przekrojach poprzecznych wykonano zgłady metalograficzne, które po wytrawieniu roztworem naoh poddano obserwacji przy użyciu mikroskopu stereoskopowego. przykłady budowy makroskopowej złączy spawanych przedstawiono na rysunkach 11÷17. rys. 8. oszacowanie nośnej powierzchni złącza. szarym kolorem zaznaczono braki przetopu występujące we wszystkich złączach, które uległy zniszczeniu fig. 8. carrying joint surface estimation. lack of joint penetration observed in all failure joints marked gray rys. 10. pocięty węzeł łącznika przedniego (agtl) fig. 10. the truss joints (bend cube) in the front connector after cutting (agtl) rys. 11. powierzchnie zgładów na przekrojach poprzecznych węzła. u góry przekrojów widoczne pęknięcia spoin fig. 11. cross-section in the perpendicular surface of the truss joint. the cracks in the welds are in the upper side rys. 12. pęknięte złącze obwodowe łączące rurę z kostką węzłową. u góry po lewej stronie widoczna pozostałość spoiny po pęknięciu (odłamaniu na skutek awarii) jednej z rur węzła. pow. 8x. mikroskop mbs-9. trawiono roztworem naoh fig. 12. crack in circumferential weld between pipe and band cube. upper left side a part of weld after crack (failure crack) in one of the pipes in the bend. magn. 8x, mbs-9 microscope, etching: naoh rys. 9. zeszlifowane nadlewy spoin wychodzące ponad płaszczyznę kostki węzłowej oznaczono strzałkami czarnymi, a strefy pełnego braku przetopu strzałkami białymi fig. 9. excess weld metal over the truss joint after grinding – black arrows, and lack of joint penetration zones – white arrows rys. 13. szczegół z rys. 17. strzałki wskazują pęknięcia lamelarne w materiale rury widoczne pod linią wtopienia. na powierzchni zgładu widoczne drobne pęcherze. pow. 25x. mikroskop mbs-9. trawiono roztworem naoh fig. 13. detail from fig. 17. arrows show the lamellar crack in the pipe metal below fusion line. in the cross-section surface small gas cavities. magn. 25x, mbs-9 microscope, etching: naoh rys. 14. makrostruktura złącza rury z kostką węzłową. przetop sięgający poniżej połowy grubości ścianki rury. pęcherz gazowy i porowatość w strefie graniowej spoiny. widoczna nieciągłość pomiędzy pęcherzem a porowatością. pow. 20x. mikroskop mbs-9. trawiono roztworem naoh fig. 14. macrostructure of pipe and bend cube joint. penetration below the half of the pipe wall thickness. gas cavity and porosity in the root of weld zone. discontinuity between the gas cavity and porosity. magn. 20x, mbs-9 microscope, etching: naoh rys. 15. makrostruktura pękniętego złącza rury z kostką. przetop sięgający ok. 30% grubości ścianki rury. w początkowej fazie pękanie przebiegało od braku przetopu po linii wtopienia, a następnie przez spoinę w miejscach o obniżonej wytrzymałości. pow. 10x., mikroskop mbs-9, trawiono roztworem naoh fig. 15. macrostructure of crack joints of pipe and the bend cube. weld penetration up to 30% of pipe wall thickness. the beginning from the lack of penetration, through the fusion line, and then weld in the zone with lower strength. magn. 20x, mbs-9 microscope, etching: naoh ↑ ↑ ↑ ↑ ↑ ↑ 69przegląd spawalnictwa 6/2013 z wyglądu złącza przedstawionego na rysunkach 14 i 16 można wywnioskować, że grań spoiny nie była chroniona osłoną gazu obojętnego, co spowodowało kontakt tlenu z granią. widoczne są pęcherze gazowe oraz przyklejenia spowodowane powstaniem wysokotopliwych tlenków. na rysunku 17 przedstawiono przekrój przez złącze obwodowe krzyżulca. grubość spoiny odpowiada grubości ścianki rury, tj. 3 mm, a kształt grani stanowi karb geometryczny. ocena jakości spoin brak dokumentacji technicznej dotyczącej wykonania złączy spawanych uniemożliwia dokonanie klasyfikacji jakości z uwagi na brak wymagań określonych przez projektanta konstrukcji. ze względu na charakter konstrukcji przewidzianej dla imprez masowych autorzy zakładają poziom jakości b wg pn-en 30042 z dopuszczeniem niezgodności 502 (nadmierny nadlew lica) na poziomie c. z analizy wizualnej wynika, że spoiny łączników narożnych wykonywane były ręcznie najprawdopodobniej metodą mig (131) lub tig (141) w pozycjach przymusowych, tj. bez obrotu elementów łączonych. badania wizualne spoin prowadzone zgodnie z wymogami pn-en iso 970 oraz badania makroskopowe przekrojów spoin wg pn-en 1321 pozwoliły ujawnić (poza pęknięciami wywołanymi awarią) niezgodności spawalnicze takie jak: – niepełny przetop (402) – wady długie w każdym pękniętym złączu, – przyklejenie brzegowe (401 – wada długa), w szczególności od strony kostek węzłowych, – pory gazowe (2017), – nierówności lica (514), – jamy skurczowe (202), – wtrącenia tlenków (303), – kratery w miejscu zakończenia spawania (2024). cyfrowe oznaczenie niezgodności spawalniczych jest zgodne z pn-iso 6520-1 i pn-en 30042. zastosowany sposób przygotowania do spawania (brak ukosowania ścianek rur oraz brak odstępu pomiędzy czołem rury a kostką) nie pozwolił na uzyskanie spoin z pełnym przetopem. głębokość wtopienia w ściankę rur, z których wykonano łączniki, wynosi ok. 2,5 mm przy całkowitym braku wtopienia na długości 20÷30% każdego obwodu (strefy z rys. 8). kształt grani spoiny krzyżulca można uznać za niezgodność typu niewłaściwy brzeg i wskazać jako jedno ze źródeł powstania pęknięć (karb). analiza przyczyn zniszczenia i zalecane rozwiązanie problemu rozwiązanie konstrukcyjne występujące w łącznikach blokowych zakłada łączenie rur o średnicy 60 mm i ściance grubości 5 mm spoinami z monolitową kostką węzłową 60x60x60 mm. krawędź rury nie jest ukosowana, natomiast kostka ma ścięte narożniki co stwarza na części obwodu złącza warunki dla lepszego wtopienia. głębokość maksymalna, na którą udało się wtopić spawaczowi, to ok. połowa grubości ścianki rury (tj. ok. 2,5 mm) w strefie narożników kostki i na bokach zewnętrznych. prawidłowego wtopienia w rurę na płaszczyźnie boków wewnętrznych łączników nie stwierdzono. spoiny zewnętrzne od strony boków zostały dodatkowo pocienione przez szlifowanie nadlewu lica wystającego ponad powierzchnię kostki. grubość spoiny, jaka pozostała na powierzchniach bocznych, zewnętrznych kostki to ok. 2 mm. rys. 16. makrostruktura złącza rury z kostką. przetop sięgający połowy grubości ścianki rury. widoczne pęknięcie od braku przetopu w prawo od linii wtopienia. pow. 25x. trawiono roztworem naoh fig. 16. macrostructure of pipe and bend cube joint. weld penetration up to half of the pipe wall thickness. crack beginning and propagation through the right side of fusion line. magn. 25x, etching: naoh rys. 17. przykład przekroju spoiny krzyżulca. pow. 5x. widoczny ostry karb od strony grani fig. 17. exemplary cross-section of cross brace. the shark notch on the root side. magn. 5x rys. 18. zalecana zmiana rozwiązania technologiczno-konstrukcyjnego złączy fig. 18. recommend producibility-structural change for joints ↑ 70 przegląd spawalnictwa 6/2013 brak przetopu w grani spoiny oraz przyklejenia spoiny do powierzchni kostki stanowią karb wewnętrzny będący powodem znacznego spiętrzenia naprężeń. obecność takiego karbu jest również powodem wystąpienia pękania kruchego w przypadku przekroczenia naprężeń dopuszczalnych, a równocześnie sprzyja rozwijaniu się pękania zmęczeniowego. na powierzchni przełomów nie stwierdzono wygładzonego ziarna, co mogłoby wskazywać na obecność pęknięć w konstrukcji w okresie poprzedzającym awarię, lecz nie wyklucza się powstania częściowych pęknięć na krótko przed zniszczeniem łączników konstrukcji kratowej zadaszenia. celem wyeliminowania pęknięć w podobnych konstrukcjach autorzy zalecają zmienić stosowane rozwiązanie na poprawne pod kątem technologiczności konstrukcji – wg rys. 18. wnioski awaria aluminiowej konstrukcji spawanej zadaszenia amfiteatru spowodowana została zastosowaniem zarówno błędnego rozwiązania technologicznego jak i konstrukcyjnego. grań spoiny nie była chroniona gazem obojętnym. zastosowano niedopuszczalne z punktu widzenia technologiczności konstrukcji połączenie ścianki literatura [1] hulimka j., skwarek m., dyrek m.: błędy w projektowaniu, wykonawstwie i utrzymaniu wieży telekomunikacyjnej o wysokości 50 m. xxiii konferencja naukowo-techniczna „awarie budowlane 2007”. szczecin-międzyzdroje, maj 2007, s. 585-592. [2] jurczak w.: wpływ składu chemicznego spoiw na elektrochemiczne pękanie pod naprężeniem złączy spawanych stopu alzn5mg2crzr. zeszyty naukowe akademii marynarki wojennej nr 2/2007 r. [3] lobanow l.m.: current directions of research work conducted in the e.o. paton institute of electric welding in the field of welding technique and welded constructions strength. biuletyn instytutu spawalnictwa w gliwicach. r. 43, nr 5, s. 17-19, 1999. [4] robakowski t.: wpływ wad w złączach spawanych na własności eksploatacyjne konstrukcji spawanych. wydawnictwo instytutu spawalnictwa. gliwice, 1997. [5] senkara j.: czy złącze musi być najsłabszym miejscem konstrukcji. biuletyn instytutu spawalnictwa nr 5/2003. [6] skarbiński m., skarbiński j.: technologiczność konstrukcji maszyn. wnt warszawa 1982. rury z kostką – brak odstępu i ukosowania oraz zbyt duża różnica grubości łączonych elementów. kształt grani spoin krzyżulca wygenerował karb. zmiana konstrukcji złączy wg proponowanego rozwiązania pozwoli na wyeliminowanie ich awarii. [7] stabryła j., dutka k.: failure analysis of weld constructions. welding international vol. 25, no. 7, july 2011, s. 517-522. [8] pn-en iso 10042 – złącza spawane łukowo w aluminium i jego stopach. [9] pn-en iso 15614-2:2005: kwalifikowane technologie spawania metodą tig (141) złącza doczołowego rur (ø50x2 mm, ø50x4mm) ze stopu aluminium en aw-6101. [10] din v 4113-3 – uprawnienia do spawania konstrukcji aluminiowych. [11] din en 13200 – obiekty widowiskowe [12] din en iso 3834-2 – wymagania jakości dotyczące spawania materiałów metalowych; część 2: pełne wymagania jakości (specjalistyczny system zarządzania jakością w spawalnictwie). zakres stosowania: obiekty widowiskowe (konstrukcje aluminiowe, stojaki na urządzenia, ruchome podesty). [13] din 1090 ce 1, 2, 3 – certyfikat zakładowej kontroli produkcji (fpc) nadany przez gsi slv hannover. wykonywanie konstrukcji stalowych i aluminiowych: część 3: wymagania techniczne dotyczące konstrukcji aluminiowych. [14] www.alspaw.com.pl 201308_pspaw_21ds.pdf 52 przegląd spawalnictwa 8/2013 adam dębski władysław gąsior t 2 aza danych wła ciwo ci fizykoche icznych stop w surdat 2 – database of physicochemical  properties of alloys r in . da ę ski, dr ha . in . władysław sior, prof. p n – polska akademia nauk, kraków. stract surdat database published in 2007 consists mainly data of the surface tension, density and molar volume for a dozen and twenty binary, ternary and quaternary systems. basing on experimental studies of own projects and data from the literature authors gathered new data for several dozen of lead-free solder systems and worked out new version of database surdat 2. it contains the properties for over fifty binary and multicomponent alloys. new data in the surdat 2 that are electrical, mechanical and meniscographic (wetting) properties of lead free solders and also modelled values of surface tension and viscosity, phase diagrams, and phase transition temperatures by dta. because a gradual development of database authors plans in future to create new internet version of base. it will be also free of charge and available from the website of institute www.surdat.imim.pl. treszczenie wydana w 2007 r. baza danych lutów bezołowiowych surdat zawierała głównie dane dotyczące napięcia powierzchniowego, gęstości oraz objętości molowej kilkunastu układów dwu-, tróji czteroskładnikowych. od tego czasu, realizując programy badawcze oraz korzystając z danych fizykochemicznych prezentowanych w publikacjach, autorzy zebrali duży materiał badawczy i opracowali nową wersję bazy surdat 2. baza ta zawiera dane dla ponad pięćdziesięciu wieloskładnikowych stopów. nowe dane w bazie surdat 2 to właściwości elektryczne, mechaniczne i meniskograficzne (zwilżające) lutów bezołowiowych, a także wartości modelowe lepkości i napięcia powierzchniowego, wykresy fazowe i wyniki badań temperatury przemian fazowych metodą analizy termicznej dta. ze względu na rozbudowę bazy planowana jest nowa wersja internetowa. będzie ona również, jak poprzednie, bezpłatna i dostępna pod adresem www.surdat.imim.pl. wstęp wyniki prowadzonych od wielu lat w instytucie metalurgii i inżynierii materiałowej polskiej akademii nauk w krakowie badań właściwości fizycznych stopów bezołowiowych, zamienników tradycyjnych lutów opartych na stopach eutektycznych sn-pb, pozwoliły w 2007 r. opublikować elektroniczną bazę danych surdat [1], która jest udostępniona nieodpłatnie na stronie internetowej instytutu www.imim.pl. baza surdat obejmowała wyniki pomiarów doświadczalnych napięcia powierzchniowego i gęstości czystych metali, stopów dwuskładnikowych oraz wybranych stopów wieloskładnikowych, głównie na osnowie eutektyk sn-ag i sn-ag-cu z dodatkami in, bi, sb. w latach 20072010 badania były kontynuowane w ramach projektu badawczego (projekt mswn 4582/bt08/2007/33), którego celem było m.in. przygotowanie nowej wersji surdat 2 [2], rozbudowanej o dane dla nowych układów oraz wyniki badań meniskograficznych takich wielkości, jak: kąt, czas i siła zwilżania oraz napięcie międzyfazowe. ponadto do bazy danych surdat 2 wprowadzono eksperymentalne i modelowe dane lepkości. obliczenia modelowe przeprowadzono według modeli lepkości moelwena–hughesa [3], iidy, uedy i mority [4], seetharamana i sichiena [5], kozlova, romanova i petrova [6] oraz kaptaya [7]. oprócz przedstawionych właściwości lutów bezołowiowych baza zawiera wykresy równowagi fazowej dla układów dwui trójskładnikowych, które zostały w większości opracowane w ramach programu cost 531 [8]. dla wybranych lutów dostępne są także wyniki badań temperatury przemian fazowych metodą analizy termicznej dta oraz właściwości elektrycznych i mechanicznych. do bazy surdat 2 włączono również bazę nist (national institute of standards and technology, boulder 53przegląd spawalnictwa 8/2013 colorado, usa), jako efekt współpracy nawiązanej z t. sievertem. ponadto została ona uzupełniona nowymi danymi dla materiałów lutowniczych na osnowie eutektyki sn-zn, a także wynikami badań dla lutów wysokotemperaturowych, które uzyskano w wyniku realizacji programu cost mp0602 – hisold – advanced solder materials for high temperature applications oraz dla stopów z układu bi-in-sn-zn (decyzja nr 4572/b/t02/2009/37, projekt nr n n507 457237), w których badano przemiany fazowe oraz modelowano napięcie powierzchniowe i lepkość ciekłych stopów. podobnie jak wersja pierwotna, baza surdat 2 będzie udostępniona bezpłatnie na stronie internetowej www.imim.pl. aza danych t 2 nowe właściwości fizykochemiczne oraz nowe elementy składowe, których nie było w bazie opublikowanej w 2007 r. [1], zostały pogrubione na schemacie możliwości bazy surdat 2 przedstawionym na rysunku 1. baza danych surdat 2 zawiera dane dotyczące: gęstości, napięcia powierzchniowego, objętości molowej, lepkości, właściwości elektrycznych, właściwości mechanicznych, charakterystyki meniskograficznej, dta (liq, sol) oraz wykresów fazowych dla metali i stopów przedstawionych w tablicy i. dane te odnoszą się do 10 pierwiastków metalicznych, 29 układów dwuskładnikowych, 20 trójskładnikowych, 6 czteroskładnikowych oraz jednego układu pięcioskładnikowego. pogrubiono nowe układy, które były niedostępne w bazie surdat opublikowanej w 2007 r. [1]. w przypadku właściwości elektrycznych z bazy można uzyskać informacje na temat rezystancji i oporu właściwego. ys. 1. schemat możliwości bazy surdat 2 ig. 1. operation scheme of the surdat 2 database spośród właściwości mechanicznych w bazie dostępne są dane dla właściwości takich jak: twardość, wytrzymałość na ścinanie, wytrzymałość na rozciąganie i moduł younga. surdat [1] będzie działać po uruchomieniu programu instalacyjnego, pobranego razem z bazą ze strony www.imim.pl, we wskazanym katalogu na komputerze, a uaktywnienie bazy nastąpi po uruchomieniu programu surdat 2.exe. pojawi się wówczas pierwsze okno wyboru, w zmienionej szacie graficznej, z oknem wyboru metali lub układów dwui wieloskładnikowych, których właściwości są zamieszczone w bazie w postaci tabel bądź wykresów. kolejne kroki, zmierzające do wyświetlenia zamierzonej właściwości, są sugerowane przez program wyświetleniem odpowiednich okien akcji, które zawierają zestawy poleceń wskazujących kolejne etapy działania bazy. w kolejnych częściach pracy zaprezentowane zostaną niektóre z właściwości fizykochemicznych bezołowiowych stopów lutowniczych, które zostały dodane do bazy surdat 2. przechodząc po uruchomieniu bazy przez początkowe okna wyboru, można dojść do właściwości elektrycznych i mechanicznych stopów od dwudo pięcioskładnikowych snagcubisb, które przedstawiono na rysunkach 2 i 3. zestawione w formie wykresów słupkowych rezystancje (rys. 2) dla różnych dodatków miedzi, bizmutu i antymonu do eutektyki dwuskładnikowej sn-ag pozwalają na analizę ich wpływu na rezystancję w odniesieniu do stopu wyjściowego (sn-ag)eut. podobny sposób prezentacji właściwości mechanicznych daje możliwość analogicznej analizy jak w przypadku rezystancji, z tym że dla wytrzymałości omawianych stopów na ścinanie (rys. 3). dostępne w bazie inne wykresy dotyczą innych stężeń bizmutu i antymonu, dostarczając zainteresowanemu pełną analizę wpływu tych dodatków do eutektyki sn-ag na określone właściwości. 54 przegląd spawalnictwa 8/2013 ta lica . metale i stopy zawarte w bazie danych surdat 2 ta le . metals and alloys in the surdat 2 database metale układy dwuskładnikowe układy trójskładnikowe układy czteroi pięcioskładnikowe pb sn in ag bi sb cu zn al au pb–sn ag–sn (sn-ag)eut+in (sn-ag)eut+bi (sn-ag)eut+cu+sb (sn-ag)eut+cu+bi g u n n i n n n i u n n i n n ng eut u i ag–in bi–sn (sn-ag)eut+cu (sn-ag)eut+sb in–sn ag–bi g i n g u n sb–sn sn–zn g n n g i n ag–sb cu–sn l n n u n n cu–sb u n n i u n g u g u i n n i n l n l n i n n u n ti l n u u u n n a n n u n u n n n n n n i u i n i n u n u ti a n a n n n n n ti ys. 2. wpływ cu i bi na rezystancję układu snageut ig. 2. effect of cu and bi on snageut resistance ys. 3. wpływ cu i bi na wytrzymałość na ścinanie stopów na osnowie snageut ig. 3. effect of cu and bi on the shear strength of alloys on base of snageut wyniki badań meniskograficznych, charakteryzujących właściwości zwilżające lutów, to kolejne nowe informacje w bazie surdat 2 (rys. 4). właściwości te są bardzo istotne ze względów technologicznych, gdyż dostarczają informacji w odniesieniu do konkretnej konfiguracji materiał lutowany–topnik–lut i dotyczą tak istotnych wielkości jak kąt, czas i siła zwilżania, napięcie powierzchniowe i międzyfazowe w odniesieniu do konkretnej temperatury oraz atmosfery ochronnej lub powietrza. informacje podane na rysunku 4 zawierającym wyniki badań meniskograficznych uzupełnione są odnośnikami do pozycji literaturowych, z jakich zostały zaczerpnięte. wykresy równowagi fazowej zapożyczone z bazy cost 531 w znacznej części dotyczą stopów dwuskładnikowych oraz trójskładnikowych. przy czym dla tych ostatnich ograniczają się do powierzchni likwidusu (rys. 5). w przyszłości autorzy mają zamiar zamieścić w bazie również niektóre przekroje izotermiczne ważne z punktu widzenia procesu lutowania oraz wykresy krzepnięcia nierównowagowego wyznaczone metodami numerycznymi. równolegle z badaniami właściwości zwilżających oraz fizykochemicznych prowadzono w imim pan badania temperatury topnienia i krzepnięcia stopów bezołowiowych metodą analizy termicznej dta. 55przegląd spawalnictwa 8/2013 ys. 4. wyniki badań meniskograficznych stopów ag-cu-sn ig. 4. meniscographic results for ag-cu-sn alloys ys. 5. projekcja powierzchni likwidusu w układzie ag-cu-sn [8] ig. 5. liquidus surface projection in ag-cu-sn [8] ys. . wyniki badań metodą analizy termicznej dta temperatury topnienia i krzepnięcia bezołowiowych stopów lutowniczych dwu-, trój-, czteroi pięcioskładnikowych ig. . results of liquidus and solidus temperature by thermal analysis dta of binary, ternary, quaternary and quinary lead-free solders alloys uzyskane dane eksperymentalne wzbogaciły bazę surdat 2 i prezentowane są w niej w formie tabeli zawierającej kilkadziesiąt stopów (rys. 6) na osnowie eutektyki lub stopów bliskoeutektycznych: cyna-cynk, cyna-srebro lub cyna–srebro–miedź oraz wyniki badań zrealizowanych dla układu bi-in-sn-zn (decyzja nr 4572/b/t02/2009/37, projekt nr n n507 457237). dane te są okresowo uzupełniane o nowe wyniki, które są publikowane lub uzyskiwane w wyniku realizacji projektów badawczych lub prac statutowych prowadzonych w imim pan. oprócz badań eksperymentalnych lepkości ciekłych stopów, naukowa literatura światowa dostarcza informacji o możliwości modelowania tej właściwości w oparciu o dane doświadczalne dla składników oraz właściwości termodynamicznych fazy ciekłej. baza surdat 2 stwarza możliwość skonfrontowania eksperymentu z modelowaniem, gdyż została wyposażona w umiejętność obliczania lepkości z wykorzystaniem różnych modeli, a także porównania ich z wartościami uzyskanymi z literatury oraz własnych pomiarów. taki wariant prezentowany jest na rysunku 7, gdzie oprócz danych modelowych ys. . izotermy lepkości obliczone z różnych modeli [4÷8] porównane z wybranymi danymi literaturowymi [9] oraz z wprowadzonymi własnymi danymi [xyz] w temperaturze 1273 k ig. . viscosity isotherms calculated from different models [4÷8], compared with selected literature data [9] and with the introduced own data [xyz] at 1273 k (linie ciągłe), dla porównania pokazane zostały wyniki badań gebhardta [9] oraz hipotetyczne własne dane pomiarowe oznaczone jako [xyz]. realizując program badawczy projektu równowagi fazowe w układzie bi-in-sn-zn (decyzja nr 4572/b/ t02/2009/37, projekt nr n n507 457237), zmodyfikowano programy komputerowe do modelowania napięcia powierzchniowegoi lepkości wieloskładnikowych stopów, a następnie w oparciu o opracowany zestaw danych termodynamicznych przeprowadzono obliczenia izoterm lepkości i napięcia powierzchniowego tych stopów.wyniki obliczeń w formie wykresów izolinii wprowadzono do bazy surdat 2 i są prezentowane na rysunkach 8 i 9. 56 przegląd spawalnictwa 8/2013 ys. . izolinie napięcia powierzchniowego ciekłych stopów bi-insn-zn w t = 573 k ig. . isolines of surface tension of bi-in-sn-zn liquid alloys at t = 573 k ys. 10. baza danych surdat 2 – monografia wraz z programem instalacyjnym [2] ig. 10. surdat 2 database monograph together with the installation program [2] ys. . izolinie lepkości ciekłych stopów bi-in-sn-zn w t = 573 k ig. . isolines of viscosity of liquid bi-in-sn-zn alloys at t = 573 k nowa szata graficzna monografii i program instalacyjny bazy surdat 2 [2] przedstawiono na rysunku 10. monografia ta, w porównaniu do poprzedniej [1], zawiera kilka nowych rozdziałów dotyczących np. modeli lepkości czy teorii zwilżania oraz kilka nowych opracowanych równań opisujących zależność napięcia powierzchniowego od temperatury i stężenia składników dla wybranych dwui trójskładnikowych stopów bezołowiowych. 57przegląd spawalnictwa 8/2013 literatura [1] moser z., gąsior w., dębski a., pstruś j., surdat database of lead-free soldering materials, institute of metallurgy and materials science, pas, 2007, isbn 83-60768-01-3, orekop, kraków, 2007. [2] moser z., gąsior w., dębski a., pstruś j., surdat 2 baza danych właściwości fizykochemicznych wybranych lutów, instytut metalurgii i inżynierii materiałowej pan, 2012, isbn 978-8360768-04-4, eikon plus, kraków, 2012. [3] moelwen-hughes e. a., physical chemistry. pergamon pres, oxford•london•new•york•paris, 1961. [4] morita z., iida t., ueda m., tetsu-to-hagane, 64, 1976, 629. [5] seetharaman s., sichien d., metall. mater. trans., 25b, 1994, 589. [6] kozlov l. y., romanov l. m., petrov n. n., izv. vuzov. chernaya metall., 3, 1983, 7. [7] kaptay g., proc. of microcad 2003, int. conf. section: metallurgy, univ. of miskolc, hungary, 2003, 23. [8] cost action 531 – atlas of phase diagrams for lead – free soldering, isbn 978-80-86292-28-1. [9] gebhardt e., becker m. und trägner e., z. metallkde, 44, 1953, 379. [10] dębski a., arch. metall. mater., 2013 (przyjęta do druku).podziękowanie autorzy pragną podziękować ministerstwu nauki i szkolnictwa wyższego za finansowanie projektu „rozwijanie bazy surdat o pomiary lepkości i ocenę zwilżalności cu lutami bezołowiowymi, projekt mswn 4582/bt08/2007/33 oraz projektu „równowagi fazowe w układzie bi-in-sn-zn”, decyzja nr 4572/b/t02/2009/37, projekt nr n n507 457237, które przyczyniły się do powstania i wzbogacenia bazy danych surdat 2. tomasz piwowarczyk zbigniew mirski andrzej winiowski hubert drzeniek wnioski zgromadzony w imim pan bogaty materiał eksperymentalny posłużył do opracowania dwóch kolejnych wersji bazy danych stopów bezołowiowych surdat oraz surdat 2. do bazy surdat 2 wprowadzono wyniki badań, uzyskane podczas wcześniejszych badań prowadzonych we współpracy z polskimi instytutami badawczymi (itr, imn). opracowano oprogramowanie do modelowania napięcia powierzchniowego i lepkości dwui wieloskładnikowych stopów z wykorzystaniem ich właściwości termodynamicznych oraz fizycznych metali. zaproponowano własne nowe modele, które pozwalają uzyskać lepszą korelację z wartościami eksperymentalnymi, w porównaniu z wyznaczonymi zależnościami przedstawionymi w literaturze [9]. wprowadzona do bazy surdat 2 baza nist (national institute of standards and technology z boulder colorado, usa) właściwości termofizycznych i mechanicznych wzbogaca bazę o dodatkowe właściwości lutów bezołowiowych. podobnie jak pierwsza wersja bazy danych lutów bezołowiowych surdat, nowa baza surdat 2 będzie udostępniona bezpłatnie na stronie internetowej imim pan www.imim.pl. prace poszerzające bazę o nowe stopy oraz właściwości i modelowanie są cały czas kontynuowane i zmierzają do wydania w języku angielskim trzeciej edycji książkowej i elektronicznej. autorzy planują w przyszłości odejście od tworzenia bazy jako aplikacji desktopowej i utworzenie nowej bazy surdat, która będzie bezpłatną aplikacją internetową podobnie jak utworzona w 2012 roku termodynamiczna baza danych stopów entall [10]. pomimo wieloletnich badań różnych bezołowiowych stopów lutowniczych, które prowadzone są w wielu ośrodkach badawczych na świecie, nie udało się znaleźć zamiennika dla tradycyjnych lutów cynowo-ołowiowych, który miałby zbliżone do nich właściwości lutownicze. ps 9 2016 www.pdf 18 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 trendy rozwojowe technologii lutowania  i metod kontrolnych development tendencies of soldering/brazing technology and control methods dr inż. tomasz piwowarczyk, mgr inż. ewa harapińska, dr inż. tomasz wojdat – politechnika wrocławska. autor korespondencyjny/corresponding author: tomasz.piwowarczyk@pwr.edu.pl streszczenie w artykule przedstawiono tendencje rozwojowe lutowania miękkiego i twardego. zaprezentowano perspektywiczne kierunki oraz obszary badawcze, które w ostatnich latach dynamicznie ewoluowały. opisano charakterystyki materiałów, których lutowanie jest problematyczne. udowodniono, że zastosowanie nowoczesnych technik oraz odpowiedni dobór materiałów dodatkowych, umożliwia ich jakościowe wytwarzanie. przedstawiono rozwój systemów kontrolnych i stopnia zautomatyzowania stanowisk lutowniczych. wskazano na dynamicznie rozwijające się metody lutowania, proponując przy tym alternatywne źródła ciepła. słowa kluczowe: postęp w technologiach lutowania; nowoczesne metody lutowania; jakość złączy lutowanych; automatyzacja lutowania abstract development trends of soldering and brazing technologies were presented in this paper. perspective directions and research areas, which in recent years evolved rapidly, were introduced. characteristics of materials, which soldering and brazing is problematic, were described and it was proven that use of modern techniques and appropriate selection of additive materials, enables their qualitative manufacture. development of control systems and automation degree of soldering and brazing stations were presented. rapidly developing methods of soldering and brazing were pointed out, giving an idea of alternative heat sources. keywords:  advances in brazing/soldering; modern soldering/brazing technologies; quality of soldered/brazed joints; brazing/soldering automation wprowadzenie technika lutowania, mimo że znana od kilku tysięcy lat, ciągle dynamicznie się rozwija. przejawia się to nie tylko w nowych technologiach i materiałach lutowniczych, ale również stale rosnącym potencjale aplikacyjnym. rosnąca konkurencja wśród wytwórców urządzeń do lutowania powoduje racjonalizację stanowisk lutowniczych, a przez to usprawnienie procesu i złagodzenie reżimów technologicznych. także stopień zaawansowania technologicznego wytwarzanych aktualnie produktów, często o specyficznych i jednostkowych właściwościach, wymaga stosowania technik zapewniających ich uzyskanie. w takich przypadkach wytwórcy często zwracają się w kierunku lutowania, które umożliwia jakościowe łączenie materiałów radykalnie różniących się składem chemicznym i właściwościami lub pracujących w bardzo odpowiedzialnych rozwiązaniach, niekiedy trudnych warunkach eksploatacyjnych. posługując się określoną metodą lutowania w połączeniu z doborem konkretnego spoiwa i topnika, można sterować zakresem właściwości złączy, uzyskując żądane charakterystyki, od wytrzymałości mechanicznej, poprzez przewodność cieplną i elektryczną, szczelność, po kompensację naprężeń. szczególnym wyzwaniem dla technologów są połączenia materiałów różnoimiennych, elementów o zróżnicowanych zależnościach kształtowo-wymiarowych (różniących się znacząco masą/wymiarami lub o złożonej geometrii) czy niemożliwych do spajania innymi metodami [1÷15]. jeśli do tego dodać powtarzalność technologiczną wykonywanych połączeń, przy możliwości usuwania ewentualnych zanieczyszczeń (pozostałości topnikowe), lutowanie staje się realną alternatywą dla innych technik spajania. tomasz piwowarczyk, ewa harapińska, tomasz wojdat przeglad welding technology review 19przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 kierunki rozwojowe lutowania  w świetle analizy literatury  i prowadzonych prac badawczych rozwój technologii lutowania przejawia się przede wszystkim w kierunku zwiększania jakości produkowanych połączeń, przy racjonalizacji aspektów ekonomicznych wytwarzania. analiza tematyki podejmowanej przez uczelnie i ośrodki naukowo-badawcze oraz doświadczenia pracowników firm zajmujących się procesami lutowania pozwala wyselekcjonować kilka obszarów, które kierunkują przyszłość tej techniki [1÷22]: – rozwój i optymalizacja metod lutowania; – technologie lutowania nowych gatunków materiałów/nowych układów materiałowych, często o niekorzystnym/ skomplikowanym kształcie (folie, struktury plastra miodu); – rozwój materiałów dodatkowych – lutów i topników (ekologia i ekonomia, przy zachowaniu bardzo dobrej lutowności i właściwości połączeń); – metody przygotowania powierzchni oraz nanoszenia spoiw i topników (głównie lutowanie miękkie); – technologie lutowania beztopnikowego; – modelowanie procesu lutowania; – automatyzacja i robotyzacja procesów lutowania; – standaryzacja i normalizacja procesów lutowania; – nowoczesne metody kontroli jakości połączeń. podejmując próbę określenia kierunków rozwoju techniki lutowania na wstępie należy wyraźnie odseparować tendencje dedykowane dla metody lutowania miękkiego i osobno twardego. techniki te nie różną się jedynie mechanizmem oraz warunkami powstawania złącza, ale przede wszystkim zastosowaniem, wynikającym z różnic w otrzymanych właściwościach. w związku z czym trendy rozwojowe dla obu metod mogą się w szczegółach różnić. w lutowaniu miękkim, często charakteryzującym się produkcją wielkoseryjną, szczególny nacisk położony jest na liczbę wytwarzanych detali w funkcji czasu, przy zapewnieniu poprawnej ich jakości. aktualne trendy kierunkują tą technikę w stronę łączenia miniaturowych elementów i nakładania nanometrycznych porcji lutu (np. lutowanie chemiczne chemical soldering, nanolitografia thermal dip-pen nanolithography) [17÷19]. w lutowaniu twardym, z uwagi na zwykle większe gabaryty łączonych elementów, a przez to samego złącza, w danej jednostce czasu wytwarza się mniej detali, ale ich jakość zwykle powinna być nienaganna (wysokie i krytyczne wymagania jakościowe). rozwój metod lutowania wśród metod lutowania są techniki popularne i często stosowane w procesach wytwórczych (np. lutowanie płomieniowe, indukcyjne, piecowe), ale również mniej znane i rzadziej używane z uwagi na np. większy stopień zaawansowania wyposażenia stanowisk. w przypadku lutowania miękkiego motorem napędowym jest zdecydowanie przemysł elektroniczny. dla lutowania twardego to przede wszystkim motoryzacja, lotnictwo i kosmonautyka, a także branża wymienników ciepła oraz narzędziowa. zauważalny w ostatnich latach postęp technologiczny, w zestawieniu z koniecznością łączenia materiałów trudno lutowalnych, często o skomplikowanych kształtach lub niekorzystnych technologicznie wymiarach, spowodował, że zasadniczo wszystkie metody lutowania są rozwijane, ale część z nich w sposób szczególny aktywizuje się na rynku. są to przede wszystkim [1,3÷14]: lutowanie mikrofalowe – metoda dedykowana do łączenia ceramiki (np. tlenki glinu, cyrkonu, azotki, węgliki czy diament) z metalami, w którym kontrolowane nagrzewanie z wykorzystaniem promieniowania mikrofalowego pozwala na wyraźną redukcję problemu różnic we właściwościach fizykochemicznych (szczególnie rozszerzalności cieplnej) tych par materiałów. lutowanie promieniowaniem podczerwonym – nagrzewanie skoncentrowanym źródłem energii świetlnej (zwykle wysokiej intensywności lampy kwarcowe lub promienniki podczerwieni) ideologicznie zbliżone do lutowania piecowego, ale o zaletach lutowania indukcyjnego. szczególnie chętnie wykorzystywane do łączenia tytanu i stopów niklu (hastelloy, inconel). lutowanie elektronowe – realizowane na stanowiskach tożsamych spawaniu elektronowemu, czyli strumień elektronów emitowany jest przez katodę działa w komorze próżniowej, ale wiązka jest bardziej rozproszona, o mniejszej koncentracji w celu zmniejszenia gęstości mocy i uniknięcia nadtopienia materiałów rodzimych. stosowane głównie do metali i stopów wysoko topliwych, ale również tytanu i ceramiki. lutowanie tarciowe „third-body friction brazing” – technika bazująca na zgrzewaniu tarciowym, w której w wyniku ruchu obrotowego zostaje mocno uplastyczniony dodatkowy (trzeci) materiał łączący spoiwo o niższej temperaturze topnienia od materiałów rodzimych. złącza wykazują bardzo dobrą jakość, najczęściej bez naruszenia struktury materiałów łączonych. w ten sposób istnieje możliwość beztopnikowego połączenia np. miedzi i pokrywanej ceramiki z wykorzystaniem lokalnie nagrzewanej tarciowo międzywarstwy w postaci lutu srebrnego. lutowanie dyfuzyjne – nisko(200÷700 °c) i wysokotemperaturowa tlp (700÷800 °c) technika spajania bazująca na dyfuzji lutu i materiału rodzimego. spoiwo może być wcześniej naniesione na łączone powierzchnie lub (rzadziej) dozowane z boku. proces najczęściej realizowany jest w piecach z kontrolowaną atmosferą/próżniowych, a spektrum materiałów łączonych obejmuje wiele metali i ich stopów, gatunków stali, nadstopów czy kompozytów. co ciekawe, w lutowaniu dyfuzyjnym niskotemperaturowym, w wyniku zjawiska krzepnięcia izotermicznego powstają fazy międzykrystaliczne, o odporności termicznej nawet 2÷3 krotnie wyższej od temperatury topnienia lutu. technika doczekała się wielu odmian, i tak oprócz ww. metod wyróżnić można również lutowanie dyfuzyjne z izostatycznym dociskiem elementów tlpb, lutowanie dyfuzyjne w niekapilarnych szczelinach lipb, lutowanie dyfuzyjne z jednoczesnym kształtowaniem w stanie nadplastycznym spf/b. lutowanie/lutospawanie laserowe – skoncentrowana energia źródła laserowego pozwala na zastosowanie metody do materiałów wrażliwych na odkształcenia oraz elementów różniących się zależnościami kształtowo-wymiarowymi, w tym bardzo precyzyjnych lub ograniczanych restrykcyjnymi tolerancjami. z uwagi na wyraźne zainteresowanie tą techniką branży motoryzacyjnej, często stosuje się ją do łączenia stali (często z pokryciami) z aluminium, ale również możliwe są połączenia różnoimienne ceramiki, stopów lekkich czy materiałów z pamięcią kształtu (niti). coraz częściej wykorzystuje się również technologię trifokal, w której występuje tzw. potrójna plamka trzy odrębne ogniska (dwa ogniska pomocnicze oraz jedno główne). ogniska pomocnicze usuwają zanieczyszczenia z powierzchni spajanych oraz wyznaczają granicę płynięcia lutu, a ognisko główne skupione na spoiwie powoduje jego stopienie i płynięcie w granicach wyznaczonych przez ogniska pomocnicze. 20 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 lutospawanie łukowe – proces wykazujący cechy zarówno lutowania (spoiwo, brak istotnych zmian cieplnych materiałów łączonych), jak i spawania (przygotowanie krawędzi materiałów rodzimych). może być realizowany elektrodą topliwą (odpowiednik metod mig/mag), ale także nietopliwą (tig) czy coraz częściej plazmą. wprawdzie lutospawanie gazowe wykazuje aktualnie szerszy potencjał aplikacyjny, ale zaletą metod łukowych jest większa gęstość łuku, przy mniejszych oddziaływaniach temperaturowych i metalurgicznych. rokująca technika lutospawania plazmowego znajduje zastosowanie do łączenia cienkich blach (karoseryjnych). jako spoiwo, najczęściej używane są brązy krzemowe, cynowe czy aluminiowe. spośród metod lutowania miękkiego dynamicznie rozwijają się metody lutowania rozpływowego i lutowania na fali, dla których prace optymalizacyjne skupiają się na dwóch aspektach [17÷19]: materiałowym (luty, topniki, laminaty podłoża, powłoki, podzespoły z wyprowadzeniami) oraz wyposażenia (urządzenia, stanowiska najczęściej zautomatyzowane). oczywiście w pozostałych metodach również pojawiają się nowinki technologiczne czy progres związany z wyposażeniem stanowisk, niemniej nie jest on tak wyraźny, jak w przypadku wyżej wymienionych. przykładem może być zainteresowanie badaczy technikami umożliwiającymi lutowanie złączy o konstrukcji cechujących się szczelinami >0,5 mm lub o zmiennej szerokości [4]. osobną grupą, o której należy wspomnieć jest lutowanie beztopnikowe. istnieją produkty (np. wymienniki ciepła, źródła mikrofalowe, instalacje radarowe) lub nawet całe gałęzie produktów, do których wytwarzania z uwagi na specyficzne warunki funkcjonalne, nie powinno się stosować agresywnych chemicznie topników [3,4]. rozwijane są zatem techniki, które pozwalają uzyskać wymaganej jakości złącza, bez ich zastosowania (lutowanie w atmosferach kontrolowanych i próżni, lutowanie lutami samozwilżającymi, lutowanie z mechanicznym usuwaniem tlenków), a tym samym bez wszelkich niedogodności, które powstają podczas lutowania topnikowego [3,4,6]. stosuje się je nawet do materiałów o trwałych warstwach tlenkowych, jak np. aluminium. zwiększenie spektrum materiałów łączonych materiały konwencjonalne, jak podstawowe gatunki stali, miedź czy nawet aluminium, nie stwarzają dzisiaj większych trudności podczas lutowania jednoimiennego. oczywiście optymalizuje się technologie ich spajania, natomiast podstawowe problemy, związane np. ze zwilżalnością powierzchni, zostały już zasadniczo rozwiązane. jednakże są materiały lub układy materiałowe, dla których ciągle są prowadzone prace badawcze związane z opracowaniem technologii lutowania czy polepszenia jakości złączy lutowanych. spośród gatunków, które z różnych względów uchodzą za trudno lutowalne wyróżnić można [1÷16,20÷22]: stopy metali lekkich, stopy niklu i kobaltu, metale trudno topliwe, utwardzane wydzieleniowo stale odporne na korozję, tworzywa ceramiczne (również szkło), kompozytowe i węglowe z metalami czy spieki (pseudostopy, cermetale). należy tu podkreślić, że największym wyzwaniem jest dzisiaj lutowanie materiałów znacznie różniących się właściwościami fizykochemicznymi, a także bardzo cienkich (np. folie) lub o złożonym kształcie (np. struktura plastra miodu). analiza aktualnej literatury wskazuje, że często lutowane struktury są zbudowane z kilku materiałów tworząc wielostopniowe konfiguracje przekładkowe [1,2,9÷14]. w przypadku kompozytów, spieków czy wyprasek, badacze podkreślają negatywne oddziaływanie ewentualnych porowatości, które mogą być dopuszczalne z punktu widzenia technologii wytwarzania czy funkcjonalności elementu, natomiast niekorzystnie wpływają na przebieg lutowania. uwalniana podczas procesu faza gazowa utlenia powierzchnie elementów łączonych znacznie pogarszając ich zwilżalność ciekłym lutem. rozwój materiałów dodatkowych wśród wielu aspektów rozwojowych techniki lutowania należy wspomnieć o pojawiających się na rynku nowych spoiwach i topnikach, przewyższających swoimi charakterystykami dotychczas stosowane materiały dodatkowe. w przypadku lutów dominują działania w kierunku opracowania nowych stopów, ale często obserwuje się również produkty o nieznacznie zmodyfikowanym składzie chemicznym w stosunku do znanych produktów, jednak korzystniejszych właściwościach lub bardziej użytecznej postaci. spoiwa nie tylko powinny spełniać założone wymagania technologiczne (zwilżalność, rozpływność, kapilarność, temp. aktywności itp.), ale wykazywać przy tym wymagane charakterystyki mechaniczne (wytrzymałość, plastyczność). w ostatnich latach zauważalne jest w niektórych gałęziach przemysłu (chłodnictwo, klimatyzacja) wypieranie lutów twardych przez miękkie. spowodowane jest to opracowaniem nowej gamy wysokowytrzymałych spoiw o niskich temperaturach topnienia, które nie obciążają cieplnie materiałów rodzimych, zachowując ich parametry użytkowe. radykalna zmiana dotknęła również skalę kontroli wytopu stopów lutowniczych. najwięksi wytwórcy spoiw są w stanie wydać swoim głównym klientom pisemną gwarancję stabilności zakresu temperaturowego topnienia lutów, niezależnie od partii wyrobu. jest to szczególnie istotne podczas lutowania na stanowiskach zautomatyzowanych, gdzie ścisła kontrola temperatury wpływa na wskaźniki jakościowe produkcji. zauważalny jest również istotny z przemysłowego punktu widzenia akcent ekonomiczny. producenci przygotowują produkty o obniżonej zawartości kosztownych pierwiastków (np. srebro), ale oferujących identyczne parametry użytkowe, jak ich droższe odpowiedniki. różnice te często sięgają >10%. to nie tylko wymierna oszczędność ekonomiczna, ale również większa swoboda planowania i mniejsza zależność od wahań cen metali szlachetnych. dyskutowany jest również korzystny wpływ tzw. aktywatorów (niewielkie domieszki wybranych pierwiastków, np. v, ti, mo, metale ziem rzadkich), poprawiających zwilżalność i rozpływność ciekłych lutów oraz właściwości złączy [4]. z uwagi na niewielką popularność nowością są wciąż stosowane w agresywnych środowiskach luty niemetaliczne: ceramiczne czy szklane [1]. zasadniczo każdy producent oferuje dzisiaj postać lutu dopasowaną do potrzeb klienta (pasty, szpule, pręty, kształtki), ze spoiwami rdzeniowymi czy otulonymi włącznie. zaawansowane systemy wytwórcze sięgają dzisiaj po luty bazujące na spoiwie o ziarnistości nanometrycznej, bardzo cienkie luty w postaci taśm i folii, a nawet luty o budowie kompozytowej (np. luty przekładkowe z wełną stalową czy wysokotemperaturowe luty aktywne z węglikami) [1,2,9÷14]. w przypadku topników obserwuje się działania ukierunkowane na sterowanie zakresem temperaturowym (szerokim w przypadku produktów uniwersalnych i bardzo wąskim dla produkcji dedykowanej) oraz próby opracowania receptur eliminujących oczyszczanie złącza po lutowaniu (np. tworzące łatwo usuwalny niekorozyjny 21przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 żużel potopnikowy, topniki no-clean). oferta niehigroskopijnych topników niekorozyjnych, występujących często bez substancji wiążących jest aktualnie stale poszerzana. ciekawym rozwiązaniem praktycznym jest występowanie danego topnika w kilku wersjach, nieznacznie różniących się zawartością pojedynczego pierwiastka, co przekłada się na zmianę jednej z właściwości, istotnej z technologicznego punktu widzenia. przykładem mogą być spoiwa rdzeniowe dopasowane np. pod względem rzadkopłynności do szerokości szczeliny oraz założonej prędkości przesuwu taśmy pieca, bez konieczności zmian nastaw temperatury w poszczególnych jego strefach. podobnie projektowane są topniki do łączenia w wymuszonych pozycjach. innym zastosowaniem są topniki o rozszerzonym czasie aktywności, dedykowane do wielkogabarytowych elementów spajanych. ciągle popularne są topniki w postaci lotnej. od momentu wprowadzenia dyrektywy rohs, mającej na celu zmniejszenie ilości substancji niebezpiecznych przenikających do środowiska z odpadów elektrycznych i elektronicznych, w branży lutowniczej zaobserwowano widoczne trendy proekologiczne. obecnie stosowanie spoiw bez dodatków ołowiu czy kadmu jest w zasadzie standardem. na tym jednak dążenia producentów materiałów dodatkowych do lutowania w aspekcie wytwarzania i sprzedaży produktów ekologicznych się nie ograniczyły, dzięki czemu na rynku pojawia się coraz więcej lutów i topników określanych liniami eco, green, free itp. przyczyniło się do tego również rozporządzenie reach (ang. registration, evaluation and authorisation of chemicals) regulujące kwestie stosowania substancji chemicznych, a mające na celu zapewnienie wysokiego poziomu ochrony zdrowia i środowiska. wychodząc naprzeciw aktualnym, ale również przewidywanym przyszłym przepisom obowiązującym w sektorze lutowania, firmy pracują nad gamą innowacyjnych produktów niewykazujących właściwości rakotwórczych czy mutagennych. w przypadku spoiw tendencje ukierunkowane są na rozwój produktów zawierających jedynie pierwiastki, które nie powodują szkodliwego działania na środowisko naturalne. alternatywą dla stosowanych powszechnie lutów snpb są niestety spoiwa o wyższych temperaturach topnienia oraz większym napięciu powierzchniowym, spośród których najpopularniejsze gatunki to: snag, sncu, snagcu, snagbi czy snznbi [17÷19]. bardziej skomplikowana sytuacja jest w przypadku topników, które w większości przypadków bazują na potencjalnie nieobojętnych, a w skrajnych przypadkach niebezpiecznych dla zdrowia związkach chemicznych. zatem znalezienie proekologicznych substytutów często jest bardzo trudne. dodatkowo sytuację komplikują kontrowersyjne zapisy w regulacjach prawnych, które dopuszczają do obrotu bezsprzecznie szkodliwe, a czasami nawet trujące substancje (np. kwas solny, kwas fluorowodorowy, wodorotlenek sodu), a produkty uchodzące do niedawna za nieszkodliwe (np. boraks, kwas borowy) sugerują wycofywać (rozporządzenie ec 1907/2006-reach). konkretne przypadki ograniczenia stosowania uwodnionego boranu sodu i kwasu borowego tłumaczy się zakwalifikowaniem tych substancji do 2 kategorii obejmującej związki chemiczne o działaniu szkodliwym na rozrodczość. z tego też względu większość producentów, chcąc nadążać za aktualnymi wymogami prawnymi, prowadzi szereg badań nad topnikami eliminującymi czy też ograniczającymi procentowy udział związków toksycznych, korozyjnych i drażniących w ich składach recepturowych. boraks i kwas borowy zastępuje się związkami boru wyższego rzędu, które nie są toksyczne i nie działają drażniąco, takimi jak np. fluoroboran potasu. równie istotne jest nieprzekraczanie określonych poziomów ilościowej skali kwasowości i zasadowości ph. stąd oprócz wyżej wymienionych produktów unika się chlorku cynku, alkoholu metylowego (aktualnie rzadko stosowanego, zastępowanego alkoholem etylowym lub acetonem) i wielu innych dotychczas powszechnie stosowanych substancji. w montażu bezołowiowym zmiana składu chemicznego spoiw pociągnęła za sobą konieczność opracowania nowych receptur topników, na bazie żywic i aktywatorów o zwiększonej aktywności oraz zakresie temperaturowym. popularne stały się topniki voc-free (volatile organic compounds) nie zawierające lotnych związków organicznych [18]. modyfikacji uległy również sposoby ich aplikowania. dodatkowo nowoczesne topniki do lutowania twardego wykazują cechy poprawiające właściwość i efektywność ich stosowania, np. zmiana barwy po osiągnięciu temperatury aktywności. alternatywne gazowe źródła ciepła w ostatnich latach wyraźnie można dostrzec zainteresowanie alternatywnymi gazami do lutowania. szczególnie perspektywiczne wydaje się zastosowanie mieszanek z wodorem. wprawdzie generatory tlenu i wodoru są urządzeniami znanymi od dłuższego czasu, jednak dopiero niedawno osiągnęły wydajności umożliwiające zastosowanie produkcyjne. udało się nawet skonstruować jednostki obsługujące jednocześnie kilka stanowisk, z których każde może pracować na innych parametrach i wydatkach. producenci generatorów zapewniają, że zastosowanie ich rozwiązań umożliwia [23]: lepsze płynięcie i penetrację lutu, mniejsze utlenianie materiału, mniejszą ilość zanieczyszczeń wewnątrz materiału, około 2÷3 razy większą prędkość lutowania oraz obniżenie kosztów produkcji nawet do 80÷85%. dodatkową zaletą jest brak konieczności magazynowania i wymiany butli gazowych (jak w przypadku propanu, tlenu czy acetylenu). niebagatelne są również aspekty ekologiczne – w wyniku procesu hydrolizy wody efektem spalania jest para wodna. istnieje również alternatywna koncepcja, bazująca na połączeniu wybranego nietradycyjnego gazu palnego z odpowiednim oprzyrządowaniem. wyróżnia ją korzystny wskaźnik ekonomiczny, wygoda stosowania, lepsze osiągi oraz bezpieczeństwo użytkowania. wykorzystanie specjalnej konstrukcji mikserów inżektorowych, umożliwia zasysanie precyzyjnej porcji gazu palnego, w celu zapewnienia maksymalnej wydajności turbulentnej mieszanki. zastosowanie tradycyjnego palnika w połączeniu z wybranym gazem alternatywnym (propylen, propan, gaz ziemny, autorskie mieszanki dostawców gazów), nie pozwala uzyskać ww. zalet, gdyż instalacja dedykowana do acetylenu pracuje na innych parametrach roboczych. aktualnie pojawiają się na rynku sterowane cyfrowo rozwiązania, będące integracją dokładnych urządzeń dozujących oraz oprogramowania analizującego właściwości mieszanki, a nawet wyliczającego oszczędności. rozwój metod kontrolnych istotę zagadnienia jakości połączeń lutowanych pokazuje historia najnowsza. w największym na świecie akceleratorze cząstek wielkim zderzaczu hadronów, znajdującym się w cernie wykonano przez 4 lata ok. 52 miliony połączeń lutowanych [24]. część złączy była niepoprawna (naj22 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 częściej niewłaściwy kontakt prądowy), ale usterki te były na bieżąco monitorowane i korygowane. natomiast zwarcie w jednym połączeniu elektrycznym doprowadziło w 2008 r. do awarii, generując koszty naprawy w wysokości 21 milionów dolarów. zgodnie z ideą procesów lutowania, stosuje się w nich materiały dodatkowe różniące się właściwościami fizycznymi od materiału podstawowego, zatem założenia technik kontrolnych muszą bazować na innych charakterystykach badawczych. dlatego też kontrola jakości takich połączeń, którą standardowo wykonuje się w sposób niszczący oraz nieniszczący, należy do zagadnień bardziej złożonych. wytyczne przeprowadzania metod niszczących badań połączeń wykonanych w procesie lutowania twardego zostały opisane w pn-en 12797:2002. scharakteryzowano w niej zasady badania wytrzymałości na ścinanie, rozciąganie, próby twardości, odrywania i zginania oraz badań metalograficznych. ponadto określono kształt i wymiary próbek badanych, opis sposobu przeprowadzania badań oraz treści wymagane w protokole badania. w przypadku badań niszczących nie zauważa się tendencji rozwojowej w rozumieniu powstania nowych metod i zasad ich przeprowadzania. ewentualnie modyfikuje się już znane metody lub opracowuje nowe próby technologiczne, najczęściej stanowiskowe, dedykowane do konkretnych rozwiązań konstrukcyjnych złączy. aktualnie największe znaczenie w analizie złączy lutowanych mają badania nieniszczące, które są systematycznie rozwijane o nowe technologie. w pn-en 12799:2003 opisano konwencjonalne metody kontroli, a także rodzaje złączy próbnych. połączenia lutowane można badać w sposób nieniszczący w aspekcie trzech głównych kierunków: ze względu na wytrzymałość mechaniczną, przewodność elektryczną, a także szczelność. po wykonaniu badań wizualnych, które są obligatoryjne bez względu na przedmiot badania, można wykonać cały wachlarz badań uzupełniających. bardzo często wykorzystuje się w tym celu badania penetracyjne (również fluorescencyjne dla uzyskania lepszego kontrastu), radiograficzne i ultradźwiękowe, ale również metody wykorzystujące transfer ciepła, emisję akustyczną czy holografię [3]. w przemyśle elektronicznym stosuje się przede wszystkim badania przewodności elektrycznej. najczęściej ograniczają się one do systemu wizyjnego, który porównuje wybrane strefy na pcb do wzorca. złącza wykonane za pomocą technik smt i tht nie muszą być poddawane testom wytrzymałościowym, ponieważ w teorii po zamontowaniu w obudowę elementy nie są poddawane obciążeniom mechanicznym. ciekawym przykładem jest badanie połączeń stali niestopowej ze stopem z pamięcią kształtu niti, przeprowadzane z wykorzystaniem metody prądów wirowych [25]. na podstawie otrzymanych charakterystyk impedancji w funkcji odległości, łatwo rozpoznać gdzie rozpoczyna się połączenie – otrzymując znaczny wzrost wartości impedancji. równocześnie kontroler jest w stanie określić objętość lutu wykorzystaną do wykonania połączenia. osobną grupą zagadnień są różnorodne procesy lutowania wymienników ciepła. ze względu na ich skomplikowaną geometrię, związaną bezpośrednio ze sprawnością odprowadzania ciepła, a także niejednokrotnie występujące połączenia różnoimienne, już sam proces lutowania bywa trudny. podobnie jest z analizą jakości wykonanych połączeń, w której bardzo chętnie wykorzystuje się badania radiograficzne, co aktualnie nie stanowi nowości w nieniszczących technikach kontrolnych. inaczej jednak niż parę lat temu wygląda kwestia oceny radiogramów. przede wszystkim aktualne systemy coraz częściej działają w sposób całkowicie zautomatyzowany. całość sprowadza się do typowej analizy obrazu, gdzie w celu identyfikacji poprawności wykonanych połączeń najczęściej stosuje się funkcję wyrównania histogramu (rozkładu pikseli w skali odcieni szarości) [26]. metodyka bazuje na korekcie kontrastu zdjęcia w oparciu o histogram, a tym samym jednoznacznym odróżnieniu szumu od niezgodności. kolejną przydatną operacją, którą można wykorzystać do automatycznego określania zgodności połączeń jest progowanie. polega ono na pogrupowaniu pikseli obrazu najczęściej na dwa obszary. działanie to pozwala na osiągnięcie dużego kontrastu pomiędzy obszarem wymiennika ciepła a pustkami, które mogą oznaczać zarówno światło przewodu doprowadzającego medium, jak i obszary nie do końca wypełnione lutem. trzecia z najczęściej stosowanych metod wykorzystuje algorytm wykrywania krawędzi canny’ego. technika ta polega na bardzo precyzyjnym określeniu występowania krawędzi pomiędzy dwoma grupami kolorów, dzięki czemu w relatywnie krótkim czasie można dokonać analizy radiogramu danego elementu lutowanego. w tym przypadku nie ma możliwości uzyskania podwójnej krawędzi, co występuje bardzo często podczas wykrywania innymi metodami. problematycznym zagadnieniem może być prowadzenie badań ultradźwiękowych złączy lutowanych. połącznie składać się może z trzech materiałów o zróżnicowanych właściwościach fizycznych, zatem nie jest łatwe dokonanie oceny jego jakości techniką bazującą na określonych charakterystykach materiałowych. najważniejszym aspektem jest fakt, że badania ultradźwiękowe należą do grupy kontaktowych, zatem dopasowanie głowicy musi być odpowiednie do kształtu badanych elementów. w innym przypadku sprzężenie akustyczne pomiędzy głowicą, a materiałem będzie co najmniej niewystarczające, tym bardziej jeśli trzeba dokonać oceny niezgodności [27]. wskazania będą się również zmieniać w zależności od technologii przygotowania złącza – fala ultradźwiękowa inaczej będzie się propagować w ośrodku z płynnym przejściem faz (dyfuzja – lutowanie twarde), inaczej natomiast w przypadku połączeń czysto adhezyjnych (lutowanie miękkie). szerokie pole zastosowań w ocenie złączy lutowanych oferuje termografia aktywna. istnieją techniki badawcze wykorzystujące zmiany charakterystyk podczas nagrzewania złącza [28], ale również takie, w których elementy najpierw się schładza (np. w ciekłym azocie), a następnie poddaje kąpieli (np. w wodzie) o podwyższonej temperaturze [29]. działania te mają na celu uzyskanie jak najwyższego gradientu temperaturowego, co bezpośrednio wpływa na bardzo dobry kontrast końcowego obrazu. rozwój stopnia zautomatyzowania  stanowisk lutowniczych lutowanie przemysłowe w znacznej części realizowane jest na stanowiskach zmechanizowanych, zautomatyzowanych, a w ostatnich latach coraz częściej zrobotyzowanych. ograniczenie wpływu czynnika ludzkiego, pozwala na osiągnięcie wielu korzyści, które można podzielić na trzy główne grupy: technologiczne, ekonomiczne i organizacyjne. całość docelowo prowadzi do redukcji kosztów, eliminacji braków oraz poprawy jakości wykonywanych połączeń, wpisując się w priorytety działań konkurencyjnego przedsiębiorstwa. do podstawowych zalet automatyzacji stanowisk lutowniczych należą: racjona23przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 lizacja wykorzystania możliwości produkcyjnych, optymalizacja zużycia materiałów dodatkowych, zapewnienie wysokiego poziomu jakości wytwarzania przy zachowaniu stabilności procesowej oraz zwiększenie wydajności przy minimalizacji czasów wytwórczych. istotny jest również czynnik związany z bezpieczeństwem i higieną pracy oraz kosztami. realizowane jest to głównie na poziomie wykonawstwa i sterowania, ale coraz częściej również kontroli operacji technologicznych. zasadność automatyzacji procesu lutowania należy zweryfikować uwzględniając następujące czynniki [3]: rachunek ekonomiczny; podział procesu na etapy i ustalenie, które z nich będą automatyzowane, które pozostaną ręczne, a które w ogóle można wyeliminować; określenie zapotrzebowania na zautomatyzowane doposażenie stanowiska; wskazanie konieczności uzupełnienia wiedzy z zakresu planowanych zmian, zarówno od strony technologicznej, jak i obsługi parku maszynowego. wymienione czynniki są determinowane przez aspekty praktyczne procesu lutowania, z których najistotniejsze to: gatunek materiałów rodzimych (właściwości), charakterystyki materiałów dodatkowych (luty i topniki), wymagania stawiane złączom (wytrzymałość, przewodność elektryczna, odporność temperaturowa itp.), ewentualnie wymagana struktura połączeń [3]. w pełni zautomatyzowane systemy dominują podczas lutowania miękkiego. lutowanie metodą fali stojącej (pojedynczej lub podwójnej, z topnikowaniem zraszającym kompleksowym lub selektywnym) i selektywne na fali stacjonarnej, są zasadniczo procesami całkowicie bezobsługowymi [17÷19]. podobnie procesy lutowania rozpływowego w parach nasyconych, w podczerwieni, w warunkach konwekcji naturalnej czy wymuszonej [17÷19]. w lutowaniu miękkim opracowano wiele sposobów aplikacji lutu, od klasycznych dozowników, po sitodruk czy druk szablonowy [17÷19]. wymienione zautomatyzowane metody lutowania miękkiego stosowane są przede wszystkim w przemyśle elektronicznym (obwody drukowane) i elektrotechnicznym, lutowaniu wymienników ciepła (np. chłodnic samochodowych) i drobnej galanterii. stanowiska lutownicze mogą się znacznie różnić w zależności od stopnia zautomatyzowania procesu wytwórczego. podstawowe rozwiązania zmechanizowane stanowią wsparcie dla procesów ręcznych, w postaci np. urządzeń dozujących, umożliwiających szybką i precyzyjną aplikację pasty lutowniczej, zapewniając powtarzalność kształtu i objętości spoiwa. funkcje te mogą pełnić również dozowniki sprzężone z manipulatorami, ale wtedy często nieodzowny jest dodatkowy kontrolny system optyczny. kolejnym stadium są częściowo zautomatyzowane stacje lutownicze. w zależności od profilu produkcji wspomagane mogą być różne moduły: nagrzewania, dozowania spoiwa, chłodzenia czy podawania elementów. rola operatora ograniczona jest zwykle do wykonywania jednej czynności, najczęściej montażu/demontażu detali. w przypadku specyficznych konstrukcyjnie złączy, gdzie nie ma możliwości zastosowania past lutowniczych, mechanizuje się podawanie spoiwa w postaci drutów/prętów litych. dedykowane stacje lutownicze dzieli się zwykle w zależności od wielkości produkcji (np. kilkadziesiąt elementów na godzinę = stanowisko niskoprodukcyjne). spośród metod lutowania twardego, na ogół mechanizacja towarzyszy procesom nagrzewania płomieniowego (palniki o sterowanych cyklach pracy), natomiast w lutowaniu indukcyjnym i piecowym kontrol je się temperaturę w poszczególnych etapach łączenia [1]. łączone elementy często dostarczane są w systemach taśmowych, podziałowych, przenośnikowych lub z wykorzystaniem obrotników/karuzel. końcowym etapem procesu na zmechanizowanych/zautomatyzowanych stanowiskach często jest usuwanie powstałych zanieczyszczeń w postaci pozostałości potopnikowych itp. (nowoczesne systemy ultradźwiękowe [3]). większe zakłady obejmujące zakresem wytwórczym lutowanie obszernej gamy elementów, lub nawet podobnych detali, ale różniących się nieznacznie zależnościami kształtowo-wymiarowymi, chętnie modyfikują stanowiska wprowadzając tzw. elastyczne systemy produkcyjne. są to rozwiązania zdolne do produkcji szerokiego asortymentu wyrobów, ale przede wszystkim możliwości zmiany profilu produkcji, w aspekcie reakcji na nowe zamówienia i projekty wytwórcze. należy tu podkreślić, że aktualnie większość nowoczesnych stanowisk lutowniczych jest układami mechatronicznymi, zawierającymi część mechaniczną w postaci napędu i elementów wykonawczych, najczęściej sterowaną elektronicznym układem mikroprocesorowym, sprzężonym z odpowiednim oprogramowaniem. każdy z poszczególnych układów (mechaniczny, elektroniczny, sterowanie i oprogramowanie) jest rozwijany indywidualnie w celu osiągnięcia optymalnych charakterystyk całego systemu. dodatkowo wytwarzane obecnie struktury zautomatyzowane cechuje coraz większa modułowość i otwarta architektura. podsumowanie zalety lutowania, które predestynują tą technikę do zastosowań przemysłowych, a tym samym sprawiają, że jest ona stale rozwijana to przede wszystkim: możliwość łączenia w jednej operacji wielu elementów o zróżnicowanych kształtach i wymiarach, gwarancja spełnienia uwarunkowań metalurgiczno-technologicznych oraz duża różnorodność rozwiązań konstrukcyjnych. omówione w artykule kierunki rozwoju techniki lutowania, niezależnie od tego czy dotyczą metod, materiałów dodatkowych czy stopnia zautomatyzowania, mają docelowo prowadzić do możliwości uzyskania złączy o bardzo dobrej jakości, poprawy wydajności stanowisk i obniżenia kosztów wytwarzania. obserwowane trendy orientują się zarówno w stronę optymalizacji istniejących systemów wytwórczych, jak i projektowania zupełnie nowych technologii. towarzyszy temu ciągła standaryzacja i normalizacja od początku 2010 r. pkn opublikował kilkadziesiąt aktualnych norm obejmujących swoim zakresem prace lutownicze. doświadczenie zawodowe autorów nie pozwala na przygotowanie publikacji bazującej jedyne na doświadczeniach własnych, stąd niniejsze opracowanie stanowi syntezę doświadczeń badaczy i pracowników naukowych zajmujących się techniką lutowania. 24 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 literatura [1] j. nowacki, m. chudziński, p. zmitrowicz: lutowanie w budowie maszyn, wnt, warszawa 2007. [2] z. mirski: sterowanie szerokością szczeliny lutowniczej w procesach spajania materiałów różnoimiennych, oficyna wydawnicza pwr, wrocław 2000. [3] m. schwarz: brazing, second edition, asm international, ohio 2003. [4] d.m. jacobson, g. humpston, principles of brazing, asm international, ohio 2005. [5] r. radtke, j. geddes: microwave brazing, a novel method for joining ceramics to metals, fourth world congress on microwave and radio frequency applications, austin, texas 2004. [6] j. pilarczyk (red.): poradnik inżyniera, spawalnictwo, tom 2, wnt, warszawa 2005. [7] j. wojewoda: lutowanie dyfuzyjne niskotemperaturowe nowa technika spajania zaawansowanych materiałów, projekt badawczy nr to8c 02 829, imim pan, kraków 2008. [8] z. mirski, k. granat, s. stano: possibilities of laser-beam joining cemented carbides to steel, welding international, nr 3 (30)/2016. [9] brazing, high temperature brazing und diffusion bonding, löt 2013, lectures and posters of the 10th international conference aachen june 2013, dvs media, düsseldorf 2013. [10] high temperature brazing and diffusion bonding, löt 2016, lectures and posters of the 11th international conference aachen june 2016, dvs media, düsseldorf 2016. [11] s. weis, g. wagner, b. wielage: brazing technology – advances and challenges, international brazing & soldering conference (ibsc), long beach 2015. [12] d.p. sekulić (ed.): advances in brazing, science, technology and application, woodhead publishing, 2013. [13] r. gourley, ch. walker (ed.): brazing and soldering proceedings of the 5th international brazing and soldering conference, las vegas 2012. [14] brazing handbook, american welding society committee on brazing and soldering, fifth edition, miami 2007. [15] m. baranowski, j. jakubowski: lutowność wybranych nadstopów niklu, przegląd spawalnictwa, nr 7 (86), 2014. [16] t. babul, a. kondej, s. kowalski, m. baranowski, k. lankiewicz: wpływ obróbki powierzchniowej na lutowność stali 410, przegląd spawalnictwa, nr 3 (88), 2016. [17] j. felba: montaż w elektronice, oficyna wydawnicza politechniki wrocławskiej, wrocław 2010. [18] k. bukat, h. hackiewicz: lutowanie bezołowiowe, wyd. btc, warszawa 2007. [19] m. schwartz: soldering – understanding the basics, asm international, ohio 2014. [20] a. winiowski, d. majewski: lutowanie twarde stopów magnezu, przegląd spawalnictwa, nr 12 (86), 2014. [21] z. mirski, d. majewski: lutowność tytanu w warunkach płomieniowego lutowania twardego pod osłoną topnika, przegląd spawalnictwa, nr 1 (85)/2013. [22] z. mirski, m. różański: lutowanie próżniowe tytanu technicznego i stopu tytanu na osnowie fazy tial (γ), inżynieria materiałowa, nr 4 (33)/2012. [23] r. lewandowski, profesjonalne urządzenia do lutowania i podgrzewania za pomocą tlenu i wodoru, opracowanie rywal-rhc. [24] lhc deliveries success/failure statistics report 2004-2012, caen, report nr. 22, 2012. [25] t. g. santos, f. b. fernantes, g. bernardo, r. m. miranda: analyzing mechanical properties and nondestructive characteristic of brazed joints of niti shape memory alloys to carbon steel rods, the international journal of advanced manufacturing technology, nr 66, londyn 2013. [26] j.y. kim, s.-w. seo: inspection of brazing joint defects in the heat exchanger using x-ray, international conference on control, automation and systems, gyeonggi-do 2010. [27] a. łosieczka, l. sozański: wybrane aspekty badań ultradźwiękowych miedzianych połączeń lutowanych, przegląd spawalnictwa, nr 9 (82), 2010. [28] s. pawlak, m. różański, g. muzia: zastosowanie termografii aktywnej do badań nieniszczących połączeń lutowanych, przegląd spawalnictwa, nr 2 (85), 2013. [29] p. chaudhuri, p. santra, s. yoele, a. prakash, d.c. reddy, l.t. lachhvani, j. govindarajan, y.c. saxena: non-destructive evaluation of brazed joints between cooling tube and heat sink by ir thermography and its verification using fe analysis, ndt&e international, nr 39, 2006. ps 02 2017 14 przegląd  spawalnictwa vol. 89 2/2017 analiza rozrzutu parametrów w instrukcji technologicznej  spawania na przykładzie wybranych metod spawania an analysis of dispersion parameters in the welding procedure specification on the example of particular welding methods streszczenie w artykule przedstawiono analizę rozrzutu parametrów technologicznych stosowanych podczas procesu spawania. zaprezentowano wybrane protokoły kwalifikowania technologii spawania wpqr na podstawie których przeprowadzono ocenę rozrzutu parametrów technologicznych. analiza została przeprowadzona w oparciu o założenia teoretyczne opisane w pn-en iso 15614, wartości praktyczne wynikające z warunków produkcyjnych oraz o tolerancje wskazań wartości elektrycznych, które są stosowane dla urządzeń do spawania elektrycznego. słowa kluczowe: spawanie; parametry spawania; instrukcja technologiczna spawania; protokół kwalifikowania technologii spawania abstract an analysis of the dispersion analysis of technological parameters used during a process of welding is presented in the article. selected welding procedure qualification records (wpqr) are described, on base of which an assessment of dispersion analysis of technological parameters is made. an analysis was made based on the theory described in the pn-en iso 15614 standard, practical values resulting from the production conditions, as well as an indication tolerance of electrical values, which are used for electrical welding devices. keywords: welding; welding parameters; welding procedure specification; welding procedure qualification record wstęp procesy spawalnicze są zaliczane do procesów specjalnych, czyli takich procesów, których wyników nie można przewidzieć w trakcie ich trwania. poprawność tego procesu można sprawdzić w badaniach końcowych po zakończeniu spawania. w związku tym, że procesy spawalnicze są procesami specjalnymi, normy dotyczące jakości mówią jednoznacznie: – pn-en iso 9001 systemy zarządzania jakością – wymagania rozdział 7.5.2 – walidacja procesów produkcji i dostarczania usługi organizacja powinna przeprowadzić walidacją każdego procesu produkcji i procesu dostarczania usługi, gdy wyników nie można zweryfikować poprzez monitorowanie lub pomiary i w konsekwencji czego, błędy ujawniają się dopiero w trakcie użytkowania wyrobu lub po wykonaniu usługi. walidacja powinna wykazać zdolność tych procesów do osiągania zaplanowanych wyników [1]. – pn-en iso 3834 – 2 wymagania jakości dotyczące spawania materiałów metalowych – część 2: pełne wymagania jakości rozdział 10.3 – kwalifikowanie technologii spawania technologie spawania powinny być kwalifikowane przed rozpoczęciem produkcji. metody kwalifikowania powinny jacek słania, daniel ptaszek przeglad welding technology review dr hab. inż. jacek słania, prof. pcz – politechnika częstochowska, mgr inż. daniel ptaszek – kan sp. z o.o. wytwórnia konstrukcji stalowych, radomsko. autor korespondencyjny/corresponding author: jacek_slania@poczta.onet.pl być zgodne z odpowiednimi normami wyrobu lub jak ustalono w specyfikacji [2]. kwalifikowanie technologii spawania można przeprowadzić następującymi metodami: – kwalifikowanie na podstawie zbadanych materiałów dodatkowych do spawania, – kwalifikowanie na podstawie wcześniej nabytego doświadczenia, – kwalifikowanie na podstawie standardowej technologii spawania, – kwalifikowanie na podstawie przedprodukcyjnego badania spawania, – kwalifikowanie na podstawie badania technologii spawania. kwalifikowanie technologii spawania najczęściej jest prowadzone na podstawie badania technologii spawania wg normy pn-en iso 15614. metoda ta polega na wykonaniu i zbadaniu znormalizowanego złącza próbnego. jeżeli podczas badań otrzymano pozytywne wyniki efektem końcowym kwalifikowania technologii spawania jest protokół kwalifikowania technologii spawania (wpqr). w dokumencie tym są zawarte istotne dla procesu spawania informacje takie jak: – metoda spawania, – rodzaj złącza, 15przegląd  spawalnictwa vol. 89 2/2017 – grubość i gatunek materiału podstawowego i zakres kwalifikowanej grubości materiału podstawowego, – grubość spoiny pachwinowej i jej zakres kwalifikowanej grubości, – rodzaj materiału dodatkowego, – i co najbardziej istotne jest podana energia liniowa oraz ilość wprowadzonego ciepła. ilość wprowadzonego ciepła podczas procesu spawania ma bardzo istotne znaczenie dla jakości złącza spawanego. parametr ten wpływa na własności mechaniczne złącza spawanego. gdy ilość wprowadzonego ciepła jest zbyt duża, może to powodować rozrost ziaren i utworzyć strukturę gruboziarnistą, która charakteryzuje się obniżonymi własnościami plastycznymi. natomiast zbyt mała ilość wprowadzonego ciepła może powodować to, że złącze szybciej stygnie, a to wpływa na wzrost twardości i powstawanie pęknięć zimnych w wyniku podhartowań [3,4,7,8]. poniżej przedstawiono przykłady trzech protokołów kwalifikowania technologii spawania (wpqr) [1÷6]. wybrano akurat te protokoły, aby przedstawić jak najszerszy zakres rodzajów i wymiarów spoin oraz metod spawania. rys. 1. wpqr 1 fig. 1. welding procedure qualification record 1 rys. 2. wpqr 2 fig. 2. welding procedure qualification record 2 rys. 3. wpqr 3 fig. 3. welding procedure qualification record 3 na podstawie protokołu kwalifikowania technologii spawania (wpqr) tworzona jest instrukcja technologiczna spawania (wps). w wps-ie zawarte są podstawowe informacje potrzebne spawaczowi na temat złącza, które ma wykonać. znajdują się tam takie informacje jak rodzaj złącza i jego ukształtowanie, rodzaj materiału podstawowego i dodatkowego oraz informacje na temat specjalnych zabiegów, które trzeba wykonać jak podgrzewanie, żłobienie itp. w instrukcji technologicznej spawania umieszczane są również parametry technologiczne takie jak natężenie prądu, napięcie, prędkość spawania. są one bardzo istotne, ponieważ wpływają bezpośrednio na bardzo istotny parametr, o którym wspomniano wcześniej, energię linową [1]. 16 przegląd  spawalnictwa vol. 89 2/2017 poniżej przedstawiono przykładowe trzy czynniki, które wpływają na wartości parametrów elektrycznych podawanych w wps-ach. założenia teoretyczne wynikające   z normy pn-en iso 15614 norma pn-en iso 15614 w punkcie 8.4.8 mówi: „jeżeli stosuje się wymagania dotyczące udarności, kwalifikowana górna granica wprowadzonego ciepła jest 25% wyższa niż stosowana podczas spawania złącza próbnego. jeżeli stosuje się wymagania dotyczące twardości, kwalifikowana dolna granica wprowadzonego ciepła jest 25% niższa niż stosowana podczas spawania złącza próbnego” [5]. w związku z tym, że większość technologii spawania jest kwalifikowana przy stosowaniu wymagań dotyczących twardości i udarności, można przyjąć, że tolerancja energii liniowej podczas wykonywania złączy wynosi +/25%. podając parametry spawania jak natężenie prądu, napięcie oraz prędkość spawania w wps-ie należy uwzględnić zakres zmienności energii liniowej. najczęściej odbywa się to poprzez podawanie zakresu lub tolerancji wg następującej reguły: – natężenie prądu +/-10%, – napięcie +/-2%, – prędkość spawania +/-10%. poniżej przedstawiono wyniki obliczeń zakresu zmienności energii liniowej dla podanej wyżej reguły dla poszczególnych wpqr-ów, i tak: tablica i. parametry technologiczne wpqr 1 table i. technological parameters of the welding procedure qualification record 1 nr ściegu natężenie,   a napięcie,   v prędkość,   cm/min energia liniowa,   kj/cm 1 125 +/-10% 19 +/-2% 12 +/-10% 12 +/-25% 2 268 +/-10% 31 +/-2% 47 +/-10% 11 +/-25% 3 282 +/-10% 31 +/-2% 27 +/-10% 19 +/-25% 4-16 292 +/-10% 31 +/-2% 42 +/-10% 13 +/-25% 17-21 293 +/-10% 31 +/-2% 47 +/-10% 12 +/-25% tablica ii. zakres parametrów technologicznych wpqr 1 table ii. a range of technological parameters of the welding procedure qualification record 1 nr ściegu natężenie,   a napięcie,   v prędkość,   cm/min energia liniowa,   kj/cm -10% 0% 0% 1 112,5 19 12 10,7 2 241,2 31 47 9,5 3 253,8 31 27 17,5 4-16 262,8 31 42 11,6 17-21 263,7 31 47 10,4 -10% -2% 0% 1 112,5 18,62 12 10,5 2 241,2 30,38 47 9,4 3 253,8 30,38 27 17,1 4-16 262,8 30,38 42 11,4 17-21 263,7 30,38 47 10,2 -10% +2% 0% 1 112,5 19,38 12 10,9 2 241,2 31,62 47 9,7 3 253,8 31,62 27 17,8 4-16 262,8 31,62 42 11,9 17-21 263,7 31,62 47 10,6 0% -2% 0% 1 125 18,62 12 11,6 2 268 30,38 47 10,4 3 282 30,38 27 19,0 4-16 292 30,38 42 12,7 17-21 293 30,38 47 11,4 17przegląd  spawalnictwa vol. 89 2/2017 0% +2% 0% 1 125 19,38 12 12,1 2 268 31,62 47 10,8 3 282 31,62 27 19,8 4-16 292 31,62 42 13,2 17-21 293 31,62 47 11,8 +10% 0% 0% 1 137,5 19 12 13,1 2 294,8 31 47 11,7 3 310,2 31 27 21,4 4-16 321,2 31 42 14,2 17-21 322,3 31 47 12,8 +10% -2% 0% 1 137,5 18,62 12 12,8 2 294,8 30,38 47 11,4 3 310,2 30,38 27 20,9 4-16 321,2 30,38 42 13,9 17-21 322,3 30,38 47 12,5 +10% +2% 0% 1 137,5 19,38 12 13,3 2 294,8 31,62 47 11,9 3 310,2 31,62 27 21,8 4-16 321,2 31,62 42 14,5 17-21 322,3 31,62 47 13,0 -10% 0% -10% 1 112,5 19 10,8 11,9 2 241,2 31 42,3 10,6 3 253,8 31 24,3 19,4 4-16 262,8 31 37,8 12,9 17-21 263,7 31 42,3 11,6 -10% -2% -10% 1 112,5 18,62 10,8 11,6 2 241,2 30,38 42,3 10,4 3 253,8 30,38 24,3 19,0 4-16 262,8 30,38 37,8 12,7 17-21 263,7 30,38 42,3 11,4 -10% +2% -10% 1 112,5 19,38 10,8 12,1 2 241,2 31,62 42,3 10,8 3 253,8 31,62 42,3 19,8 4-16 262,8 31,62 37,8 13,2 17-21 263,7 31,62 42,3 11,8 0% -2% -10% 1 125 18,62 10,8 12,9 2 268 30,38 42,3 11,5 3 282 30,38 24,3 21,2 18 przegląd  spawalnictwa vol. 89 2/2017 4-16 292 30,38 37,8 14,1 17-21 293 30,38 42,3 12,6 0% +2% -10% 1 125 19,38 10,8 13,5 2 268 31,62 42,3 12,0 3 282 31,62 24,3 22,0 4-16 292 31,62 37,8 14,7 17-21 293 31,62 42,3 13,1 0% 0% -10% 1 125 19 10,8 13,2 2 268 31 42,3 11,8 3 282 31 24,3 21,6 4-16 292 31 37,8 14,4 17-21 293 31 42,3 12,9 +10% 0% -10% 1 137,5 19 10,8 14,5 2 294,8 31 42,3 13,0 3 310,2 31 24,3 23,7 4-16 321,2 31 37,8 15,8 17-21 322,3 31 42,3 14,2 +10% -2% -10% 1 137,5 18,62 10,8 14,2 2 294,8 30,38 42,3 12,7 3 310,2 30,38 24,3 23,3 4-16 321,2 30,38 37,8 15,5 17-21 322,3 30,38 42,3 13,9 +10% +2% -10% 1 137,5 19,38 10,8 14,8 2 294,8 31,62 42,3 13,2 3 310,2 31,62 24,3 24,2 4-16 321,2 31,62 37,8 16,1 17-21 322,3 31,62 42,3 14,5 -10% 0% +10% 1 112,5 19 13,2 9,7 2 241,2 31 51,7 8,7 3 253,8 31 29,7 15,9 4-16 262,8 31 46,2 10,6 17-21 263,7 31 51,7 9,5 -10% -2% +10% 1 112,5 18,62 13,2 9,5 2 241,2 30,38 51,7 8,5 3 253,8 30,38 29,7 15,6 4-16 262,8 30,38 46,2 10,4 17-21 263,7 30,38 51,7 9,3 -10% +2% +10% 1 112,5 19,38 13,2 9,9 19przegląd  spawalnictwa vol. 89 2/2017 2 241,2 31,62 51,7 8,9 3 253,8 31,62 29,7 16,2 4-16 262,8 31,62 46,2 10,8 17-21 263,7 31,62 51,7 9,7 0% -2% +10% 1 125 19,38 13,2 11,0 2 268 31,62 51,7 9,8 3 282 31,62 29,7 18,0 4-16 292 31,62 46,2 12,0 17-21 293 31,62 51,7 10,8 0% 0% +10% 1 125 19 13,2 10,8 2 268 31 51,7 9,6 3 282 31 29,7 17,7 4-16 292 31 46,2 11,8 17-21 293 31 51,7 10,5 +10% 0% +10% 1 137,5 19 13,2 11,9 2 294,8 31 51,7 10,6 3 310,2 31 29,7 19,4 4-16 321,2 31 46,2 12,9 17-21 322,3 31 51,7 11,6 +10% -2% +10% 1 137,5 18,62 13,2 11,6 2 294,8 30,38 51,7 10,4 3 310,2 30,38 29,7 19,0 4-16 321,2 30,38 46,2 12,7 17-21 322,3 30,38 51,7 11,4 +10% +2% +10% 1 137,5 19,38 13,2 12,1 2 294,8 31,62 51,7 10,8 3 310,2 31,62 29,7 19,8 4-16 321,2 31,62 46,2 13,2 17-21 322,3 31,62 51,7 11,8 tablica iii. zestawienie wyników wpqr 1 table iii. a summary of results of the welding procedure qualification record 1 energia liniowa,   kj/cm dopuszczalne zmiany, wartości   kj/cm otrzymane wyniki,   kj/cm 12 +/-25% 9,0 15,0 9,5 14,8 11 +/-25% 8,3 13,8 8,5 13,2 19 +/-25% 14,3 23,8 15,6 24,2 13 +/-25% 9,8 16,3 10,4 16,1 12 +/-25% 9,0 15,0 9,3 14,5 20 przegląd  spawalnictwa vol. 89 2/2017 tablica iv. parametry technologiczne wpqr 2 table iv. technological parameters of the welding procedure qualification record 2 nr ściegu natężenie,   a napięcie,   v prędkość,   cm/min energia liniowa,   kj/cm 1 297 +/-10% 31 +/-2% 35 +/-10% 15,8 +/-25% 2-3 285 +/-10% 31 +/-2% 47 +/-10% 11,3 +/-25% tablica v. zakres parametrów technologicznych wpqr 2 table v. a range of technological parameters of the welding procedure qualification record 2 nr ściegu natężenie,   a napięcie,   v prędkość,   cm/min energia liniowa,   kj/cm -10,00% 0,00% 0,00% 1 267,3 31 35 14,2 2-3 256,5 31 47 10,2 -10,00% -2,00% 0,00% 1 267,3 30,38 35 13,9 2-3 256,5 30,38 47 9,9 -10,00% +2% 0,00% 1 267,3 31,62 35 14,5 2-3 256,5 31,62 47 10,4 0,00% -2,00% 0,00% 1 297 30,38 35 15,5 2-3 285 30,38 47 11,1 0,00% +2% 0,00% 1 297 31,62 35 16,1 2-3 285 31,62 47 11,5 +10% 0,00% 0,00% 1 326,7 31 35 17,4 2-3 313,5 31 47 12,4 +10% -2,00% 0,00% 1 326,7 30,38 35 17,0 2-3 313,5 30,38 47 12,2 +10% +2% 0,00% 1 326,7 31,62 35 17,7 2-3 313,5 31,62 47 12,7 -10,00% 0,00% -10,00% 1 267,3 31 31,5 15,8 2-3 256,5 31 42,3 11,3 -10,00% -2,00% -10,00% 1 267,3 30,38 31,5 15,5 2-3 256,5 30,38 42,3 11,1 -10,00% +2% -10,00% 1 267,3 31,62 31,5 16,1 21przegląd  spawalnictwa vol. 89 2/2017 2-3 256,5 31,62 42,3 11,5 0,00% -2,00% -10,00% 1 297 30,38 31,5 17,2 2-3 285 30,38 42,3 12,3 0,00% +2% -10,00% 1 297 31,62 31,5 17,9 2-3 285 31,62 42,3 12,8 0,00% 0,00% -10,00% 1 297 31 31,5 17,5 2-3 285 31 42,3 12,5 +10% 0,00% -10,00% 1 326,7 31 31,5 19,3 2-3 313,5 31 42,3 13,8 +10% -2,00% -10,00% 1 326,7 30,38 31,5 18,9 2-3 313,5 30,38 42,3 13,5 +10% +2% -10,00% 1 326,7 31,62 31,5 19,7 2-3 313,5 31,62 42,3 14,1 -10,00% 0,00% +10% 1 267,3 31 38,5 12,9 2-3 256,5 31 51,7 9,2 -10,00% -2,00% +10% 1 267,3 30,38 38,5 12,7 2-3 256,5 30,38 51,7 9,0 -10,00% +2% +10% 1 267,3 31,62 38,5 13,2 2-3 256,5 31,62 51,7 9,4 0,00% -2,00% +10% 1 297 30,38 38,5 14,1 2-3 285 30,38 51,7 10,0 0,00% +2% +10% 1 297 31,62 38,5 14,6 2-3 285 31,62 51,7 10,5 0,00% 0,00% +10% 1 297 31 38,5 14,3 2-3 285 31 51,7 10,3 +10% 0,00% +10% 1 326,7 31 38,5 15,8 2-3 313,5 31 51,7 11,3 +10% -2,00% +10% 22 przegląd  spawalnictwa vol. 89 2/2017 1 326,7 30,38 38,5 15,5 2-3 313,5 30,38 51,7 11,1 +10% +2% +10% 1 326,7 31,62 38,5 16,1 2-3 313,5 31,62 51,7 11,5 tablica vi. zestawienie wyników wpqr 2 table vi. a summary of results of the welding procedure qualification record 2 energia liniowa,   kj/cm dopuszczalne zmiany, wartości   kj/cm otrzymane wyniki,   kj/cm 15,8 +/-25% 11,9 19,8 12,7 19,7 11,3 +/-25% 8,5 14,2 9,0 14,1 tablica vii. parametry technologiczne wpqr 3 table vii. technological parameters of the welding procedure qualification record 3 nr ściegu natężenie,   a napięcie,   v prędkość,   cm/min energia liniowa,   kj/cm 1 520 +/-10% 28 +/-2% 53 +/-10% 16 +/-25% 2 520 +/-10% 28 +/-2% 54 +/-10% 16 +/-25% 3 520 +/-10% 28 +/-2% 53 +/-10% 16 +/-25% 4 520 +/-10% 28 +/-2% 54 +/-10% 16 +/-25% tablica viii. zakres parametrów technologicznych wpqr 3 table viii. a range of technological parameters of the welding procedure qualification record 3 nr ściegu natężenie,   a napięcie,   v prędkość,   cm/min energia liniowa,   kj/cm -10% -2% 0% 1 468 27,44 53 14,5 2 468 27,44 54 14,3 3 468 27,44 53 14,5 4 468 27,44 54 14,3 -10% +2% 0% 1 468 28,56 53 15,1 2 468 28,56 54 14,9 3 468 28,56 53 15,1 4 468 28,56 54 14,9 0% -2% 0% 1 520 27,44 53 16,2 2 520 27,44 54 15,9 3 520 27,44 53 16,2 4 520 27,44 54 15,9 0% +2% 0% 1 520 28,56 53 16,8 2 520 28,56 54 16,5 3 520 28,56 53 16,8 4 520 28,56 54 16,5 23przegląd  spawalnictwa vol. 89 2/2017 +10% 0% 0% 1 572 28 53 18,1 2 572 28 54 17,8 3 572 28 53 18,1 4 572 28 54 17,8 +10% -2% 0% 1 572 28,56 53 18,5 2 572 28,56 54 18,2 3 572 28,56 53 18,5 4 572 28,56 54 18,2 -10% 0% -10% 1 468 28 47,7 16,5 2 468 28 48,6 16,2 3 468 28 47,7 16,5 4 468 28 48,6 16,2 -10% -2% -10% 1 468 27,44 47,7 16,2 2 468 27,44 48,6 15,9 3 468 27,44 47,7 16,2 4 468 27,44 48,6 15,9 -10% +2% -10% 1 468 28,56 47,7 16,8 2 468 28,56 48,6 16,5 3 468 28,56 47,7 16,8 4 468 28,56 48,6 16,5 0% -2% -10% 1 520 27,44 47,7 17,9 2 520 27,44 48,6 17,6 3 520 27,44 47,7 17,9 4 520 27,44 48,6 17,6 0% +2% -10% 1 520 28,56 47,7 18,7 2 520 28,56 48,6 18,3 3 520 28,56 47,7 18,7 4 520 28,56 48,6 18,3 0% 0% -10% 1 520 28 47,7 18,3 2 520 28 48,6 18,0 3 520 28 47,7 18,3 4 520 28 48,6 18,0 +10% 0% -10% 1 572 28 47,7 20,1 2 572 28 48,6 19,8 3 572 28 47,7 20,1 4 572 28 48,6 19,8 +10% -2% -10% 24 przegląd  spawalnictwa vol. 89 2/2017 1 572 27,44 47,7 19,7 2 572 27,44 48,6 19,4 3 572 27,44 47,7 19,7 4 572 27,44 48,6 19,4 +10% +2% -10% 1 572 28,56 47,7 20,5 2 572 28,56 48,6 20,2 3 572 28,56 47,7 20,5 4 572 28,56 48,6 20,2 -10% 0% +10% 1 468 28 58,3 13,5 2 468 28 59,4 13,2 3 468 28 58,3 13,5 4 468 28 59,4 13,2 -10% -2% +10% 1 468 27,44 58,3 13,2 2 468 27,44 59,4 13,0 3 468 27,44 58,3 13,2 4 468 27,44 59,4 13,0 -10% +2% +10% 1 468 28,56 58,3 13,8 2 468 28,56 59,4 13,5 3 468 28,56 58,3 13,8 4 468 28,56 59,4 13,5 0% -2% +10% 1 520 27,44 58,3 14,7 2 520 27,44 59,4 14,4 3 520 27,44 58,3 14,7 4 520 27,44 59,4 14,4 0% +2% +10% 1 520 28,56 58,3 15,3 2 520 28,56 59,4 15,0 3 520 28,56 58,3 15,3 4 520 28,56 59,4 15,0 0% 0% +10% 1 520 28 58,3 15,0 2 520 28 58,3 14,7 3 520 28 58,3 15,0 4 520 28 58,3 14,7 +10% 0% +10% 1 572 28 58,3 16,5 2 572 28 59,4 16,2 3 572 28 58,3 16,5 4 572 28 59,4 16,2 +10% -2% +10% 1 572 27,44 58,3 16,2 25przegląd  spawalnictwa vol. 89 2/2017 2 572 27,44 59,4 15,9 3 572 27,44 58,3 16,2 4 572 27,44 59,4 15,9 +10% +2% +10% 1 572 28,56 58,3 16,8 2 572 28,56 59,4 16,5 3 572 28,56 58,3 16,8 4 572 28,56 59,4 16,5 tablica ix. zestawienie wyników wpqr 3 table ix. a summary of results of the welding procedure qualification record 3 energia liniowa,   kj/cm dopuszczalne zmiany, wartości   kj/cm otrzymane wyniki,   kj/cm 16 +/-25% 12 20 13,2 20,5 16 +/-25% 12 20 13,0 20,2 16 +/-25% 12 20 13,2 20,5 16 +/-25% 12 20 13,0 20,1 jak widać z zestawień wyników przy przyjętych tolerancjach parametrów technologicznych wartości energii liniowej nie przekroczyły wartości +/-25%. wartości praktyczne parametrów technologicznych wynikające z pomiarów podczas wykonywania spoin w warunkach produkcyjnych. podczas wykonywania spoin w warunkach produkcyjnych zdarza się, że złącza spawane muszą być wykonywane w miejscach trudno dostępnych, w niewygodnych dla spawacza pozycjach itp. w takich warunkach spawacze czasami ustawiają parametry spawania indywidualnie do sytuacji, w której muszą wykonać spoinę. poniżej przedstawiono wyniki pomiarów wartości prądu spawania i napięcia w warunkach produkcyjnych oraz zmiany energii liniowej. tablica x. parametry technologiczne wpqr 1 table x. technological parameters of the welding procedure qualification record 1 nr ściegu natężenie,   a napięcie,   v prędkość,   cm/min energia liniowa,   kj/cm 1 125 +/-10% 19 +/-2% 12 +/-10% 12 +/-25% 2 268 +/-10% 31 +/-2% 47 +/-10% 11 +/-25% 3 282 +/-10% 31 +/-2% 27 +/-10% 19 +/-25% 4-16 292 +/-10% 31 +/-2% 42 +/-10% 13 +/-25% 17-21 293 +/-10% 31 +/-2% 47 +/-10% 12 +/-25% tablica xi. parametry technologiczne dla wpqr 1 zmierzone w warunkach produkcyjnych table xi. technological parameters of the welding procedure qualification record 1 measured in the production conditions nr ściegu natężenie,   a napięcie,   v prędkość,   cm/min energia liniowa,   kj/cm 1 131,25 18,5 12 12,14 2 256 32,3 47 10,6 3 300 32,3 27 21,5 4-16 300 32,3 42 13,8 17-21 300 32,3 47 12,4 26 przegląd  spawalnictwa vol. 89 2/2017 tablica xii. zestawienie wyników wpqr 3 table xii. a summary of results of the welding procedure qualification record 3 energia liniowa,   kj/cm dopuszczalne zmiany, wartości   kj/cm otrzymane wyniki,   kj/cm 16 +/-25% 12 20 13,2 20,5 16 +/-25% 12 20 13,0 20,2 16 +/-25% 12 20 13,2 20,5 16 +/-25% 12 20 13,0 20,1 tablica xiii. parametry technologiczne wpqr 2 table xiii. technological parameters of the welding procedure qualification record 2 nr ściegu natężenie,   a napięcie,   v prędkość,   cm/min energia liniowa,   kj/cm 1 297 +/-10% 31 +/-2% 35 +/-10% 16 +/-25% 2-3 285 +/-10% 31 +/-2% 47 +/-10% 11 +/-25% tablica xiv. parametry technologiczne wpqr 2 table xiv. technological parameters of the welding procedure qualification record 2 nr ściegu natężenie,   a napięcie,   v prędkość,   cm/min energia liniowa,   kj/cm 1 287 33 35 16,2 2-3 272 33 47 11,5 tablica xv. zestawienie wyników wpqr 3 table xv. a summary of results of the welding procedure qualification record 3 energia liniowa,   kj/cm dopuszczalne zmiany, wartości   kj/cm otrzymane wyniki,   kj/cm 16 +/-25% 11,9 19,8 16,2 11 +/-25% 8,5 14,2 11,5 tablica xvi. parametry technologiczne wpqr 3 table xvi. technological parameters of the welding procedure qualification record 3 nr ściegu natężenie,   a napięcie,   v prędkość,   cm/min energia liniowa,   kj/cm 1 520 +/-10% 28 +/-2% 53 +/-10% 16 2 520 +/-10% 28 +/-2% 54 +/-10% 16 3 520 +/-10% 28 +/-2% 53 +/-10% 16 4 520 +/-10% 28 +/-2% 54 +/-10% 16 tablica xvii. parametry technologiczne dla wpqr 3 zmierzone w warunkach produkcyjnych table xvii. technological parameters of the welding procedure qualification record 3 measured in the production conditions nr ściegu natężenie,   a napięcie,   v prędkość,   cm/min energia liniowa,   kj/cm 1 400 26 58 10,8 2 450 25 58 11,6 3 420 28 58 12,2 4 470 26 58 12,6 27przegląd  spawalnictwa vol. 89 2/2017 tablica xviii. zestawienie wyników table xviii. a summary of results energia liniowa,   kj/cm dopuszczalne zmiany, wartości   kj/cm otrzymane wyniki,   kj/cm 16 +/-25% 12 20 10,8 16 +/-25% 12 20 11,6 16 +/-25% 12 20 12,2 16 +/-25% 12 20 12,6 z przedstawionych pomiarów wynika, że w większości przypadków przy stosowanych parametrach technologicznych przez spawaczy podczas wykonywania spoin w warunkach produkcyjnych energia liniowa mieści się w zakresie +/-25%. jednak w przypadku spawania spoin pachwinowych metodą 121 zastosowane parametry spowodowały, że otrzymana energia liniowa była mniejsza o ok. 33%. podane parametry były stosowane podczas spawania dwuteownika, gdzie grubość środnika wynosiła 8 mm a pasów 12 mm. środnik i pasy były łączone spoiną pachwinową a4 wg wpqr 3. zakres kwalifikacji wynikający z wpqr 3 dla spoin pachwinowych jednościegowych wynosi 3,75 – 7,5. zastosowane parametry były konieczne, aby uzyskać spoinę pachwinową a4, choć wartość energii liniowej jest mniejsza od zakresu, który wynika z pn-en iso 15614. wartości  parametrów  technologicznych  wyznaczone   na  podstawie  tolerancji  wskazań  wartości  elektrycznych  stosowane dla urządzeń do spawania elektrycznego. każde urządzenie elektryczne powinno przechodzić okresowe badania techniczne, które dopuszczają je do dalszej eksploatacji. ta sama zasada dotyczy urządzeń do spawania elektrycznego, o których mówi pn-en 60974-1. urządzenia do spawania elektrycznego posiadają wbudowane mierniki wartości elektrycznych takie jak amperomierz i woltomierz. ich dokładność wskazań prądu i napięcia powinna wynosić: – między 100% a 25% nastawienia maksymalnego +/-10% wartości rzeczywistej, – poniżej 25% nastawienia maksymalnego +/-2,5% wartości rzeczywistej [6]. poniżej przedstawiono wyniki obliczeń przy założeniu, że dokładność wskazań amperomierza i woltomierza wynosi +/-10%, czyli wartości maksymalnych odchyłek wskazań. tablica xix. parametry technologiczne wpqr 1 table xix. technological parameters of the welding procedure qualification record 1 nr ściegu natężenie,   e, a napięcie,   v prędkość,   cm/min energia liniowa,   kj/cm 1 125 +/-10% 19 +/-2% 12 +/-10% 12 +/-25% 2 268 +/-10% 31 +/-2% 47 +/-10% 11 +/-25% 3 282 +/-10% 31 +/-2% 27 +/-10% 19 +/-25% 4-16 292 +/-10% 31 +/-2% 42 +/-10% 13 +/-25% 17-21 293 +/-10% 31 +/-2% 47 +/-10% 12 +/-25% tablica  xx. parametry technologiczne dla wpqr 1 zmienione o wartość maksymalnego błędu wskazań dla urządzeń stosowanych do spawania elektrycznego table xx. technological parameters of the welding procedure qualification record 1 changed by the maximum error of indication for the devices used in the electrical welding nr ściegu natężenie,   a napięcie,   v prędkość,   cm/min energia liniowa,   kj/cm -10% 0% 1 112,5 19 12 10,7 2 241,2 31 47 9,5 3 253,8 31 27 17,5 4-16 262,8 31 42 11,6 17-21 263,7 31 47 10,4 -10% -10% 1 112,5 17,1 12 9,6 2 241,2 27,9 47 8,6 28 przegląd  spawalnictwa vol. 89 2/2017 3 253,8 27,9 27 15,7 4-16 262,8 27,9 42 10,5 17-21 263,7 27,9 47 9,4 -10% +10% 1 112,5 20,9 12 11,8 2 241,2 34,1 47 10,5 3 253,8 34,1 27 19,2 4-16 262,8 34,1 42 12,8 17-21 263,7 34,1 47 11,5 0% -10% 1 125 17,1 12 10,7 2 268 27,9 47 9,5 3 282 27,9 27 17,5 4-16 292 27,9 42 11,6 17-21 293 27,9 47 10,4 0% +10% 1 125 20,9 12 13,1 2 268 34,1 47 11,7 3 282 34,1 27 21,4 4-16 292 34,1 42 14,2 17-21 293 34,1 47 12,8 +10% 0% 1 137,5 19 12 13,1 2 294,8 31 47 11,7 3 310,2 31 27 21,4 4-16 321,2 31 42 14,2 17-21 322,3 31 47 12,8 +10% -10% 1 137,5 17,1 12 11,8 2 294,8 27,9 47 10,5 3 310,2 27,9 27 19,2 4-16 321,2 27,9 42 12,8 17-21 322,3 27,9 47 11,5 +10% -10% 1 137,5 20,9 12 14,4 2 294,8 34,1 47 12,8 3 310,2 34,1 27 23,5 4-16 321,2 34,1 42 15,6 17-21 322,3 34,1 47 14,0 tablica xxi. zestawienie wyników table xxi. a summary of results energia liniowa,   kj/cm dopuszczalne zmiany, wartości   kj/cm otrzymane wyniki,   kj/cm 12 +/-25% 9,0 15,0 9,6 14,4 11 +/-25% 8,3 13,8 8,6 12,8 29przegląd  spawalnictwa vol. 89 2/2017 19 +/-25% 14,3 23,8 15,7 23,5 13 +/-25% 9,8 16,3 10,5 15,6 12 +/-25% 9,0 15,0 9,4 14 tablica xxii. parametry technologiczne wpqr 2 table xxii. technological parameters of the welding procedure qualification record 2 nr ściegu natężenie,   e, a napięcie,   v prędkość,   cm/min energia liniowa,   kj/cm 1 297 +/-10% 31 +/-2% 35 +/-10% 15,8 +/-25% 2 285 +/-10% 31 +/-2% 47 +/-10% 11,3 +/-25% tablica  xxiii. parametry technologiczne dla wpqr 2 zmienione o wartość maksymalnego błędu wskazań dla urządzeń stosowanych do spawania elektrycznego table xxii. technological parameters of the welding procedure qualification record 2 changed by the maximum error of indication for the devices used in the electrical welding nr ściegu natężenie,   a napięcie,   v prędkość,   cm/min energia liniowa,   kj/cm -10,00% 0,00% 1 267,3 31 35 14,2 2-3 256,5 31 47 10,2 -10,00% -10,00% 1 267,3 27,9 35 12,8 2-3 256,5 27,9 47 9,1 -10,00% +10% 1 267,3 34,1 35 15,6 2-3 256,5 34,1 47 11,2 0,00% -10,00% 1 297 27,9 35 14,2 2-3 285 27,9 47 10,2 0,00% +10% 1 297 34,1 35 17,4 2-3 285 34,1 47 12,4 +10% -10,00% 1 326,7 27,9 35 15,6 2-3 313,5 27,9 47 11,2 +10% +10% 1 326,7 34,1 35 19,1 2-3 313,5 34,1 47 13,6 tablica xxiv. zestawienie wyników wpqr 2 table xxiv. a summary of results for welding procedure qualification record 2 energia liniowa,   kj/cm dopuszczalne zmiany, wartości   kj/cm otrzymane wyniki,   kj/cm 15,8 +/-25% 11,9 19,8 12,8 19,1 11,3 +/-25% 8,5 14,1 9,1 13,6 30 przegląd  spawalnictwa vol. 89 2/2017 tablica xxv. parametry technologiczne wpqr 3 table xxv. technological parameters of the welding procedure qualification record 3 nr ściegu natężenie,   a napięcie,   v prędkość,   cm/min energia liniowa,   kj/cm 1 520 +/-10% 28 +/-2% 53 +/-10% 16 2 520 +/-10% 28 +/-2% 54 +/-10% 16 3 520 +/-10% 28 +/-2% 53 +/-10% 16 4 520 +/-10% 28 +/-2% 54 +/-10% 16 tablica xxvi. parametry technologiczne dla wpqr 3 zmienione o wartość maksymalnego błędu wskazań dla urządzeń stosowanych do spawania elektrycznego table  xxvi. technological parameters of the welding procedure qualification record 3 changed by the maximum error of indication for the devices used in the electrical welding nr ściegu natężenie,   a napięcie,   v prędkość,   cm/min energia liniowa,   kj/cm -10% 0% 1 468 28 53 14,8 2 468 28 54 14,6 3 468 28 53 14,8 4 468 28 54 14,6 +10% 0% 1 572 28 53 18,1 2 572 28 54 17,8 3 572 28 53 18,1 4 572 28 54 17,8 0% -10% 1 520 25,2 53 14,8 2 520 25,2 54 14,6 3 520 25,2 53 14,8 4 520 25,2 54 14,6 0% +10% 1 520 30,8 53 18,1 2 520 30,8 54 17,8 3 520 30,8 53 18,1 4 520 30,8 54 17,8 -10% -10% 1 468 25,2 53 13,3 2 468 25,2 54 13,1 3 468 25,2 53 13,3 4 468 25,2 54 13,1 +10% +10% 1 572 30,8 53 19,9 2 572 30,8 54 19,6 3 572 30,8 53 19,9 4 572 30,8 54 19,6 31przegląd  spawalnictwa vol. 89 2/2017 tablica xxvii. zestawienie wyników wpqr 3 table xxv.ii a summary of results for welding procedure qualification record 3 energia liniowa,   kj/cm dopuszczalne zmiany, wartości   kj/cm otrzymane wyniki,   kj/cm 16 12 20 13,3 19,9 16 12 20 13,1 19,6 16 12 20 13,3 19,9 16 12 20 13,1 19,6 z przedstawionych obliczeń wynika, że maksymalne dopuszczalne odchyłki wskazań amperomierza i woltomierza nie powodują przekroczenia wartości +/-25% energii liniowej. podsumowanie parametry technologiczne umieszczane w instrukcjach technologicznych spawania mają duży wpływ na własności wykonywanych złączy spawanych. zbyt niskie parametry mogą powodować braki przetopu, czy przyklejenia. natomiast zbyt wysokie parametry mogą powodować podtopienia, wycieki w grani, przepalenia. natężenie prądu oraz napięcie wpływa bezpośrednio na wartość energii liniowej, która jest związana z ilością wprowadzonego do złącza ciepła. ilość wprowadzonego ciepła oddziaływuje na własności mechaniczne złącza spawanego. przy zbyt wysokich wartościach może powodować rozrost ziarna, co obniża udarność, a przy zbyt niskich wartościach może być przyczyną wzrostu twardości poprzez lokalne podhartowania. w protokołach kwalifikowania technologii spawania (wpqr) są podane wartości parametrów technologicznych spawania, przy których było wykonywane złącze próbne. jednak wpqr dopuszcza pewien zakres grubości spoin, materiałów spawanych, pozycji spawania itp. dodatkowo w warunkach produkcyjnych zdarza się, że parametry spawania powinny być dostosowane do indywidualnych sytuacji, które mogą wystąpić podczas wykonywania spoin. oprócz tego każde urządzenie ma pewien zakres błędu wskazań parametrów, które zostają ustawione przez spawacza lub operatora na urządzeniu. to powoduje, że w wps–ach powinno się wprowadzać pewien zakres parametrów technologicznych. literatura [1] norma: pn-en iso 9001 systemy zarządzania jakością – wymagania [2] norma: pn-en iso 3834 – 2 wymagania jakości dotyczące spawania materiałów metalowych – część 2: pełne wymagania jakości. [3] praca zbiorowa: poradnik inżyniera. spawalnictwo. tom i, wnt, warszawa 2003. [4] brózda j.: stale konstrukcyjne i ich spawalność. wydanie drugie, instytut spawalnictwa, gliwice 2009. [5] norma: pn-en iso 15614 specyfikacja i kwalifikowanie technologii spawania metali. badanie technologii spawania. część 1: spawanie łukowe i gazowe stali oraz spawanie łukowe niklu i stopów niklu. [6] norma: pn-en 60974-1 sprzęt do spawania łukowego – część 1: spawalnicze źródła energii. [7] pakos r.: technologiczna próba spawalności według abv-sep 1390, przegląd spawalnictwa 2013, nr 4, str. 14-17. [8] bęczkowski r., gucwa m.: wpływ nastawy prądu na zmiany wielkości geometrycznych przekrojów napoin, przegląd spawalnictwa 2014, nr 9, str. 72-77. 201111_pspaw.pdf 68 przegląd spawalnictwa 11/2011 dariusz fydrych grzegorz rogalski jerzy łabanowski spawalność stali o podwyższonej wytrzymałości w warunkach podwodnych weldability of high strength steels in water environment dr inż. dariusz fydrych, dr inż. grzegorz rogalski, dr hab. inż. jerzy łabanowski, prof. pg – politechnika gdańska. streszczenie w artykule scharakteryzowano problemy spawalności stali o podwyższonej wytrzymałości w środowisku wodnym. oceniono eksperymentalnie skłonność do tworzenia pęknięć zimnych stali s355j2g3 i s500m spawanych w warunkach mokrych. stwierdzono, że badane stale mają dużą skłonnością do pękania. zaproponowano i sprawdzono doświadczenie przydatność techniki ściegu odpuszczającego jako metody poprawy spawalności stali o podwyższonej wytrzymałości pod wodą w warunkach spawania mokrego. abstract in this paper weldability problems of high strength steels in water environment are characterized. the susceptibility to cold cracking of s355j2g3 and s500m steels has been experimentally confirmed. the temper bead welding (tbw) as a method of improving the weldability of steels in wet welding conditions was verified. wstęp środowisko wodne intensyfikuje oddziaływanie niekorzystnych czynników mających wpływ na skłonność złączy spawanych do pękania zimnego [1÷5]. przeniesienie procesu spawania do środowiska wodnego powoduje przede wszystkim zwiększenie zawartości wodoru dyfundującego w stopiwie oraz szybkości stygnięcia [3, 6÷9]. wzrost szybkości stygnięcia przyczynia się do formowania kruchych struktur w strefie wpływu ciepła (swc) i do wzrostu wartości naprężeń pozostających. procesy spawania pod wodą można podzielić na metody suche i mokre. metody suche polegają na lokalnym odizolowaniu obszaru spawania od otaczającej wody specjalnymi komorami, w których panuje ciśnienie atmosferyczne (spawanie izobaryczne) lub ciśnienie podwyższone wynikające z głębokości spawania (spawanie hiperbaryczne) [6, 10]. cechą charakterystyczną spawania mokrego jest bezpośredni kontakt nurka-spawacza, elektrody i materiału rodzimego z wodą. wariantem pośrednim pomiędzy spawaniem mokrym i suchym jest zastosowanie lokalnej komory suchej [3, 9, 10]. spośród metod spawania mokrego najczęściej stosowane jest spawanie ręczne elektrodami otulonymi, dlatego większość dostępnych w literaturze wyników badań spawalności stali dotyczy tego procesu. złącza spawane ze stali konstrukcyjnych wykonywane bezpośrednio w wodzie charakteryzują się wysoką skłonnością do tworzenia pęknięć zimnych. pęknięcia tworzą się nawet w złączach ze stali o niskim równoważniku węgla ce ≤ 0,3%. w obszarze swc złączy takich stali stwierdzono wzrost twardości do 350÷400 hv oraz występowanie licznych mikropęknięć wodorowych [11÷13]. z porównania cykli cieplnych spawania przedstawionych na rysunku 1 widać, że czasy stygnięcia złączy wykonanych pod wodą są znacznie krótsze niż wykonanych na powietrzu. zwiększanie ilości wprowadzanego ciepła podczas spawania w pozycji podolnej w mniejszym stopniu powoduje wzrost czasu stygnięcia t8/5 dla spawania podwodnego, natomiast czasy stygnięcia złączy wykonanych pod wodą w pozycjach pionowych praktycznie nie zależą od ilości wprowadzonego ciepła, co można tłumaczyć powstawaniem silniejszych prądów konwekcyjnych (rys. 2) [6]. 69przegląd spawalnictwa 11/2011 spawanie elektrodami otulonymi w warunkach mokrych generuje ilości wodoru dyfundującego w stopiwie rzędu kilkudziesięciu ml/100 g fe w zależności od rodzaju otuliny i warunków spawania [12, 15]. badania wykonane przy użyciu najczęściej stosowanych w takich warunkach elektrod o otulinie rutylowej wykazały, że zawartość wodoru w stopiwie nie zależy od stopnia zawilgocenia otuliny i zastosowanej warstwy ochronnej, natomiast decydującym czynnikiem jest ilość wprowadzonego ciepła (rys. 3) [15, 16]. na rysunku 4 pokazano wyniki uzyskane z prób tekken wykonanych pod wodą, które posłużyły do opracowania równania pozwalającego na wyznaczenie minimalnej ilości wprowadzonego ciepła zabezpieczającego przed formowaniem pęknięć zimnych [6]. równanie to ma następującą postać: q = 200 × (p – t/600) – 67 gdzie: p = ce + hd/60 + r/200 000, q – ilość wprowadzonego ciepła kj/cm; ce – równoważnik węgla wg mis%; hd – zawartość wodoru dyfundującego w stopiwie, ml/100g fe; r – intensywność utwierdzenia, mpa; t – temperatura podgrzewania wstępnego, oc. badania przeprowadzone na próbkach implant wykonane w podobnych warunkach jak próby tekken wykazały, że naprężenia krytyczne są wyższe od granicy plastyczności badanej stali [17]. świadczy to o odporności stali na pękanie i nie jest zgodne z wynikami badań [6]. duża liczba czynników zmiennych podczas spawania podwodnego uniemożliwia precyzyjne określenie bezpiecznych warunków spawania – takich, które zabezpieczą wykonywane złącza przed powstawaniem pęknięć. jednak na podstawie wielu badań określono orientacyjne kryteria bezpiecznego spawania mokrego stali niestopowych [18]: – równoważnik węgla dla materiału rodzimego ce < 0,30 %, – ilość wprowadzonego ciepła wyższa od 1,5 kj/mm. rys. 1. porównanie cykli cieplnych spawania w środowisku powietrznym i wodnym, spawanie mma, złącze doczołowe blach o grubości 6 mm [14] fig. 1. comparison of welding thermal cycles in air and water environment, mma, bw, plate thickness 6 mm [14] rys. 2. zależność czasu stygnięcia złącza od ilości wprowadzonego ciepła [6]: ○ – spawanie na powietrzu, ● – spawanie pod wodą, ▫ – napawanie a powietrzu, ▪ – napawanie pod wodą, s – spawanie pod wodą w pozycji pionowej fig. 2. effect of heat input on cooling time [6]: ○ – welding in air, ● – welding under water, ▫ – overlaying in air, ▪ – overlaying under water, s – welding under water in vertical position rys. 3. wpływ ilości wprowadzonego ciepła przy spawaniu mokrym mma na zawartość wodoru dyfundującego w stopiwie [16] fig. 3. effect of heat input of mma wet welding on diffusible hydrogen content in deposited metal [16] rys. 4. wyniki prób tekken dla spawania mokrego mma pod wodą [6]: ○ – brak pęknięć, × – pęknięcia wewnętrzne, ● – pęknięcia wewnętrzne i zewnętrzne fig. 4. results of tekken tests, underwater wet mma welding [6]: ○ – no cracks, × – internal cracks, ● – internal and external cracks 70 przegląd spawalnictwa 11/2011 w przypadku zastosowania elektrod austenitycznych wartość równoważnika węgla spawanej stali może być wyższa – nawet do 0,4%. wtedy należy jednak liczyć się z możliwością wystąpienia pęknięć gorących w spoinie [6, 20]. zmniejszenie skłonności do tworzenia pęknięć zimnych stali dzięki spawaniu mokrym można także osiągnąć przez zastosowaniu elektrod niskostopowych zawierających nikiel. za optymalną zawartość niklu w spoiwie przyjmuje się 2% [19]. inną metodą ograniczenia skłonności do powstawania pęknięć zimnych jest zastosowanie techniki ściegu odpuszczającego (temper bead welding –tbw) [21, 22]. w technologii tbw uzyskuje się redukcję naprężeń pozostających po spawaniu oraz zmniejszenie twardości swc. technologia ta stosowana jest dla złączy elementów o dużej grubości, tam gdzie nie można wykonać obróbki cieplnej po spawaniu. polega ona na nakładaniu kolejnych ściegów na spoinę, co powoduje lokalną obróbkę cieplną w obszarze wcześniej nałożonej warstwy spawanej. w swc tej warstwy mogą zachodzić przemiany strukturalne w zakresie temperatur wyższych od temperatury ac1. przepisy asme wymagają nakładania sześciu warstw, przy czym dla pierwszych trzech warstw często stosuje się rosnące ilości wprowadzonego ciepła [21]. w przypadku wykorzystania techniki tbw do zapobiegania formowania się pęknięć zimnych istotne jest określenie czasu pomiędzy położeniem ściegu odpuszczanego i odpuszczającego. w zależności od typu zastosowanej elektrody czas do tworzenia się pęknięć przy spawaniu mokrym może wynosić od 3 minut do 2 godzin. kolejnymi ważnymi z punktu widzenia skuteczności procesu parametrami są: ilość wprowadzanej energii cieplnej w każdym ściegu oraz odległość między osiami ściegów (podziałka) [21]. badania własne celem badań było określenie skłonności do tworzenia pęknięć zimnych złączy ze stali o podwyższonej wytrzymałości wykonanych metodą mokrą elektrodami otulonymi. badania prowadzono wg następującego planu: – przygotowanie stanowisk do spawania w środowisku powietrznym i pod wodą, – przygotowanie próby technologicznej tekken, – wykonanie złączy próbnych, – badania penetracyjne, – badania metalograficzne makroi mikroskopowe, – pomiary twardości metodą vickersa. dodatkowo, w celu oceny przydatności stosowania techniki ściegu odpuszczającego do poprawy spawalności stali w środowisku wodnym, wykonano napoiny próbne i poddano je badaniom metalograficznym makroskopowym i pomiarom twardości. do badań użyto blach o grubości 15 mm ze stali s355j2g3 oraz s500m. skład chemiczny stali oraz ich właściwości mechaniczne podano w tablicach i i ii. spoiny próbne wykonano elektrodami omnia (e 42 0rc 11) firmy lincoln electric o średnicy 4 mm. są to elektrody rutylowe ogólnego przeznaczenia do spawania we wszystkich pozycjach o składzie chemicznym: c – 0,07%, mn – 0,5%, si – 0,5% i właściwościach mechanicznych stopiwa: re – min. 420 mpa, rm – 500÷640 mpa, a5 – min 20% [23]. wykonano złącza próbne tekken ze stali s500m pod wodą w środowisku powietrznym oraz złącza ze stali s355j2g3 pod wodą przy różnej ilości wprowadzanego ciepła spawania. złącza próbne wykonano zgodnie z wytycznymi normy [24] tablica i. skład chemiczny badanych stali s355j2g3 i s500m table i. chemical composition of investigated s355j2g3 and s500m steels stal zawartość składników, % wag. s355j2g3 c si mn p s cr ni cu al ce 0,17 0,35 1,44 0,014 0,014 0,04 0,077 0,30 0,02 0,44 s500m c si mn p s nb v ti al ce 0,067 0,018 1,380 0,009 0,002 0,056 0,054 0,001 0,039 0,30 tablica ii. właściwości mechaniczne blach grubości 15 mm ze stali s355j2g3 i s500m table ii. mechanical properties of s355j2g3 and s500m steels, plate thickness 15 mm stal właściwości mechaniczne re, mpa rm, mpa a5, % s355j2g3 464 577 22,1 s500m 525 619 20,5 tablica iii. warunki wykonania próbek tekken table iii. conditions of tekken tests nr próbki stal środowisko parametry spawania czas spawania t s ilość wprowadzonego ciepła q kj/mmu, v i, a w1 s500m woda 30,0 228 16,4 1,40 w2 s500m woda 34,3 232 18,5 1,85 w3 s500m woda 32,5 244 16,9 1,68 p6 s500m powietrze 22,0 168 30,0 1,39 p12 s500m powietrze 24,3 160 31,0 1,51 1a s355j2g3 woda 30,8 228 33,0 2,90 2a s355j2g3 woda 29,2 232 29,0 2,44 71przegląd spawalnictwa 11/2011 na stanowisku do spawania pod wodą na małej głębokości [3]. warunki wykonania prób tekken dla wybranych złączy zestawiono w tablicy iii. badania penetracyjne badania penetracyjne złączy próbnych wykonano po upływie 72 godzin od zakończenia spawania [25, 26]. stwierdzono występowanie pęknięć w spoinach we wszystkich próbkach wykonanych w środowisku wodnym, przy czym pęknięcia w złączach ze stali s355j2g3 przebiegały w pobliżu linii wtopienia, natomiast w próbkach ze stali s500m w osi spoiny. na próbkach tekken spawanych w powietrzu pęknięć nie wykryto. badania metalograficzne makroskopowe badania metalograficzne makroskopowe przeprowadzono zgodnie z wytycznymi normy [27]. przykładowe fotografie przekrojów przedstawiono na rysunkach 5÷7. w próbkach wykonanych pod wodą stwierdzono występowanie rozległych pęknięć oraz niekiedy ograniczonej liczby pęcherzy gazowych. próbki tekken ze stali s500m wykonane w powietrzu charakteryzowały się znacznie mniejszą skłonnością do pękania, jednak na jednej z nich też stwierdzono pęknięcia. otrzymane wyniki prób tekken zestawiono w tablicy iv. tablica iv. zestawienie wyników prób tekken table iv. results of tekken tests nr próbki środowisko badania penetracyjne badania metalograficzne makroskopowe badania twardości procentowy udział pęknięć hv, 10 max cf % cs, % w1.1 woda pęknięcie pęknięcie 258 40 61 w1.2 pęknięcie pęknięcie 294 79,3 w2.1 woda pęknięcie pęknięcie 283 27,5 44,4 w2.2 pęknięcie pęknięcie 287 81,4 w3.1 woda pęknięcie pęknięcie 262 43,8 73,3 w3.2 pęknięcie pęknięcie 298 62,5 p6.1 powietrze brak pęknięcia brak pęknięcia 248 0 0 p6.2 brak pęknięcia brak pęknięcia 242 0 p12.1 powietrze pęknięcie pęknięcie 251 18,5 30 p12.2 powietrze pęknięcie pęknięcie 240 27 1a.1 woda pęknięcie pęknięcie 417 100 83 1a.2 woda pęknięcie pęknięcie 413 100 2a.1 woda pęknięcie pęknięcie 430 100 78 2a.2 woda pęknięcie pęknięcie 421 90 rys. 5. przekrój złącza próbnego w1 (s500m) z pęknięciem w spoinie zainicjowanym w grani. traw. nital fig. 5. cross section of test joint with crack initiated in weld root. etch: nital rys. 6. przekrój złącza próbnego 1a (s355j2g3) z pęknięciem w spoinie zainicjowanym w linii wtopienia. traw. nital fig. 6. cross section of test joint with crack initiated in fusion line. etch: nital rys. 7. przekrój złącza próbnego p12 (s500m) z pęknięciem w spoinie zainicjowanym w grani. traw. nital fig. 7. cross section of test joint with crack initiated in weld root. etch: nital 72 przegląd spawalnictwa 11/2011 badania metalograficzne mikroskopowe na rysunku 8 przedstawiono typowe struktury materiału rodzimego, spoiny i swc przy linii wtopienia dla badanych złączy wykonanych pod wodą. struktura stali s500m składa się z ziaren ferrytu o bardzo zróżnicowanej wielkości ze śladową zawartością perlitu, podczas gdy stal s355j2g3 wykazuje strukturę ferrytyczno-perlityczną z wyraźną pasmowością. struktura spoin obu stali jest podobna i składa się z ferrytu w układzie kolumnowym z zarysem struktury widmannstättena. w swc stali s500m widać struktury quasiiperlitu z iglastymi pasmami ferrytu sięgającymi w głąb ziaren, natomiast w swc stali s355j2g3 widoczne są iglaste struktury hartowania. badanie twardości złączy pomiary twardości przeprowadzono zgodnie z normą [28] przy obciążeniu 98 n (hv10). przykładowe wyniki pokazano na rysunkach 9÷11. w złączach ze stali s500m wykonanych zarówno na powietrzu, jak i pod wodą, twardość spoiny i materiału rodzimego była zbliżona i wynosiła ok. 200 hv10. w swc obserwowano niewielkie zwiększenie twardości do 240 hv10 przy spawaniu w powietrzu, natomiast złącze ze stali s500m złącze ze stali s355j2g3 a) b) c) rys. 8. mikrostruktura złączy ze stali s500m i s355j2g3 spawanych pod wodą: a) materiał rodzimy, b) spoina, c) swc – obszar przegrzania, pow. 200x fig. 8. microstructure of s500m and s355j2g3 steels joints; a) base material, b) weld, c) overheated zone in haz. magn. 200x przeniesienie spawania do środowiska wodnego spowodowało dalszy wzrost twardości maksymalnej swc średnio o 40 hv10 (do ok. 280 hv10). twardości maksymalne w swc złączy ze stali s355j2g3 były już znacząco wyższe. większa zawartość węgla w stali spowodowała podhartowanie w swc i wzrost twardości do ponad 400 hv10. rys. 9. rozkład twardości złącza próbnego p6, stal s500m spawana na powietrzu hv max = 242 fig. 9. hardness distribution across p6 joint, steel s500m welded in the air, hv max = 242 rys. 10. rozkład twardości złącza próbnego w2, stal s500m spawana pod wodą, hv max = 283 fig. 10. hardness distribution across w2 joint, steel s500m welded under water, hv max = 283 rys. 11. rozkład twardości złącza próbnego 1a, stal s355j2g3 spawana pod wodą, hv max = 425 fig. 11. hardness distribution across 1a joint, steel s355j2g3 welded under water, hv max = 425 73przegląd spawalnictwa 11/2011 zastosowanie techniki ściegu odpuszczającego wstępną ocenę przydatności zastosowania techniki ściegu odpuszczającego do poprawy spawalności w środowisku wodnym przeprowadzono na płytach ze stali s355j2g3. na płycie próbnej o wymiarach 12×100×200 mm wykonano napoiny elektrodami omnia w odstępie 10 min. i z podziałką 40%. przekroje napoin poddano badaniom metalograficznym makroskopowym oraz pomiarom twardości. parametry napawania zestawiono w tablicy v. zgład makroskopowy z zaznaczeniem kolejności wykonania napoin pokazano na rysunku 12. na rysunku 13 wskazano lokalizację i oznaczenia obszarów, w których zostały wykonane pomiary twardości, natomiast w tablicy vi i na rysunku 14 zamieszczono wyniki pomiarów twardości w odległości 2 mm od powierzchni próbki. przedstawione wyniki pomiarów twardości dla napoin pozwalają stwierdzić, że technika ściegu odpuszczającego przy spawaniu podwodnym umożliwia obniżenie twardości maksymalnej w swc do poziomu bezpiecznego ze względu na możliwość formowania się pęknięć zimnych. na rysunku 14 można zauważyć dwa charakterystyczne punkty wzrostu twardości (swcap i swcbp). występują one przy linii wtopienia i jednocześnie bardzo blisko krawędzi napawanych elementów. w miejscu tym następuje intensywne odprowadzanie ciepła m.in. na drodze wrzenia pęcherzykowego, co prowadzi do formowania się struktur o wysokiej twardości. przy wykonywaniu złączy wielościegowych takie zjawisko może zostać zminimalizowane poprzez ponowne dostarczanie ciepła podczas wykonywania kolejnych ściegów odpuszczających – w rozpatrywanym przypadku w czasie wykonywanym ostatniego ściegu pomiędzy dwoma napoinami. tablica v. parametry napawania stali s355j2g3 table v. welding parameters of s355j2g3 steel n ap oi na natężenie prądu spawania i, a napięcie łuku u, v prędkość spawania v, mm/min ilość wprowadzonego ciepła, kj/mm 1 206 34,5 255 1,67 2 226 41,0 213 2,60 rys. 12. przekrój napoin próbnych, stal s355j2g3, podziałka 40% fig. 12. cross section of test weld beads, steel s355j2g3, pitch 40% rys. 13. lokalizacja i oznaczenia badanych stref płyt próbnych: mr – materiał rodzimy, mna – napoina pierwsza, mnb – napoina druga, swca – swc napoiny pierwszej, swcb – swc napoiny drugiej, wswca – strefa zachodzących na siebie swca i swcb, wswcb – strefa swcb zachodząca w strefę mna, n – strefa normalizacji, p – strefa przegrzania fig. 13. location and designation of investigated zones at test plate: mr – base material, mna – first padding weld, mnb – second padding weld, swca – haz of first padding weld, swcb – haz of second padding weld, swca and sweb overlop area, wswcb – sweb overlap in mna, n – standarization area, p – overheat area rys. 14. rozkład twardości wzdłuż linii a-a (rys. 13) na płycie próbnej ze stali s355j2g3. poziomą linią zaznaczono hvmax strefy odpuszczonej w swc pierwszej napoiny (swca2p) fig. 14. hardness pattern in line a-a (fig. 13) at test plate s355j2g3 steel. hv max of tempered zone of first weld bead haz was marked by horizontal line tablica vi. wyniki badań twardości płyt próbnych ze stali s355j2g3 table vi. results of hardness tests strefa mr swcan swcap mna wswcb mnb swcbn swcbp hv10 191 256 448 213 198 250 245 446 strefa mr swca2n swca2p wswcan wswcap hv10 191 251 325 223 260 74 przegląd spawalnictwa 11/2011 podsumowanie we wszystkich złączach próbnych wykonanych pod wodą stwierdzono występowanie pęknięć w spoinach. jest to zjawisko zgodne z informacjami zawartymi w literaturze dotyczącej spawalności badanych stali [2, 4, 5]. próbki wykonane w powietrzu charakteryzowały się znacznie mniejszą skłonnością do pękania. obecność pęknięć w złączach wykonanych w środowisku powietrznym spowodowana jest zastosowaniem elektrod rutylowych. zastosowanie tego rodzaju elektrod uwarunkowane było odniesieniem badań do warunków rzeczywistych spawania pod wodą metodą 111 (najczęściej stosowane są elektrody o otulinie rutylowej) oraz zbieżnością z wymaganiami normy pn-en iso 15618-1 dotyczącej certyfikowania nurków spawaczy przy spawaniu mokrym [29]. w normie tej jedną z zalecanych elektrod do spawania jest elektroda o otulinie rutylowej. spawanie elektrodami rutylowymi, zarówno w środowisku powietrznym, jak i podwodnym, jest procesem wysokowodorowym. na podstawie wcześniejszych doświadczeń zawartość wodoru dyfundującego w stopiwie w środowisku powietrznym można ocenić na ok. 35 ml/100 g fe, natomiast w przypadku spawania pod wodą na 50 ml/100 g fe [15, 30]. w warunkach spawania mokrego stali s500m nastąpił wzrost twardości maksymalnej swc z 240÷250 hv10, charakterystycznej dla spawania w środowisku powietrznym, do 260÷300 hv10. twardości maksymalne w swc stali s500m są niższe od wartości 350 hv 10, uznawanej za krytyczną z punktu widzenia odporności na pękanie zimne. natomiast złącza próbne ze stali s355j2g3 charakteryzowały się znacznie wyższą twardością maksymalną swc – o wartościach powyżej 400 hv10. wynika to z warunków spawania (m.in. zwiększone prędkości stygnięcia, a tym samym skrócone czasy stygnięcia t8/5), które przy równoważniku węgla ce = 0,44% dla stali s355j2g3 doprowadziły do formowania się struktur hartowniczych. charakterystyczne dla próbek tekken, dla stali s355j2g3 jest inicjowanie pęknięć z linii wtopienia, co potwierdza obecność kruchych struktur w tym obszarze (rys. 7). rozkład twardości na przekroju złączy tekken dla stali s500m spełnia kryteria przy zatwierdzaniu technologii spawania dla spawania na powietrzu. ograniczenie twardości maksymalnej swc poniżej 350 hv10 jest efektem niskiej zawartości węgla w stali oraz równoważnika węgla ce = 0,30%. przedstawione wyniki wskazują na przydatność niskowęglowych stali wysokowytrzymałych po walcowaniu cieplno-mechanicznym na konstrukcje hydrotechniczne wymagające spawania podwodnego. zastosowanie techniki ściegu odpuszczającego dla stali s355j2g3 umożliwiło uzyskanie zadowalającej twardości w newralgicznych obszarach napoin (tabl. v). technika ta jest niezwykle przydatna przy spawaniu elementów ze stali wymagającej np. obróbki cieplnej po spawaniu. w warunkach spawania mokrego, czy suchego hiperbarycznego, taki zabieg byłby bardzo kosztowny, a w większości przypadków niemożliwy do zrealizowania. tego rodzaju technika pozwala na uzyskanie złączy spawanych spełniających kryteria norm przedmiotowych czy towarzystw klasyfikacyjnych przy zastosowaniu dość prostych zabiegów technologicznych. może znaleźć to zastosowane np. do naprawach rurociągów podmorskich. należy zaznaczyć, że jakość ściegów odpuszczających zależy od wielu czynników, m.in. od pozycji spawania, natężenia prądu spawania, prędkości przejścia, długości łuku, kąta ustawienia palnika czy ilości wprowadzonego ciepła. kolejne badania powinny uwzględniać te zmienne, co pozwoli na określenie optymalnych warunków zastosowania techniki ściegu odpuszczającego przy spawaniu pod wodą. wnioski złącza stali s355j2g3 i s500m wykonane pod wodą w warunkach utwierdzenia wykazały wysoką skłonność do tworzenia pęknięć zimnych w spoinie. we wszystkich złączach próbnych tekken ze stali s500m, wykonanych metodą mokrą stwierdzono występowanie pęknięć zimnych, natomiast w złączach wykonanych w powietrzu pęknięcia stwierdzono tylko w jednym z dwóch złączy próbnych. twardość maksymalna swc złączy ze stali s500m nie przekraczała 300hv, natomiast w swc złączy ze stali s355j2g3 stwierdzono twardość maksymalną powyżej 400 hv10. zastosowanie techniki ściegu odpuszczającego spowodowało obniżenie twardości maksymalnej swc złączy ze stali s355j2g3 do wartości poniżej 350 hv10. wykazano skuteczność metody ściegu odpuszczającego dla złączy ze stali o podwyższonej wytrzymałości spawanych pod wodą. opracowanie technologii tbw dla złączy spawanych metodą mokrą wymaga jednak dalszych badań. 75przegląd spawalnictwa 11/2011 literatura [1] ćwiek j.: niszczenie wodorowe stali spawalnych o wysokiej wytrzymałości. wydawnictwo politechniki gdańskiej, gdańsk 2006. [2] brózda j.: stale konstrukcyjne i ich spawalność. instytut spawalnictwa. gliwice 2009. [3] łabanowski j., fydrych d., rogalski g.: underwater welding – a review. advances in materials science 3/2008. [4] łomozik m.: metaloznawstwo i badania metalograficzne połączeń spawanych. instytut spawalnictwa. gliwice 2005. [5] tasak e.: spawalność stali. wydawnictwo fotobit. kraków 2002. [6] christensen n.: the metallurgy of underwater welding. proceedings of the international conference „underwater welding”, trondheim, norway 1983. [7] cotton h. c.: welding under water and in the splash zone – a review. proceedings of the international conference „underwater welding”, trondheim, norway 1983. [8] ozaki h., naiman j., masubuchi k.: a study of hydrogen cracking in underwater steel welds. welding journal 8/1977. [9] łabanowski j.: rozwój technik spawania pod wodą. przegląd spawalnictwa 10/2008. [10] lesiński k. j.: stan i perspektywy rozwoju technik spawalniczych pod wodą. materiały konferencji naukowo-technicznej „problemy cięcia i spawania pod wodą”, itmmis, gdańsk 1985. [11] bohme d., eisenbeis c.: investigation into the credibility of the implant test when used to asses the cold cracking sensitivity of underwater wet welds. proceedings of the international conference „welding under extreme conditions”, helsinki, finland 1989. [12] hoffmeister h., kuster k.: process variables and properties of underwater wet shielded metal arc laboratory welds. proceedings of the international conference „underwater welding”, trondheim, norway 1983. [13] skorupa a., bal m.: wpływ środowiska wodnego na jakość połączeń spawanych pod wodą. przegląd spawalnictwa 3/1986. [14] rogalski g., fydrych d.: wpływ parametrów spawania pod wodą na twardość złączy. prace naukowe politechniki warszawskiej. seria: mechanika z. 230. warszawa 2010. [15] fydrych d., rogalski g.: effect of shielded-electrode wet welding conditions on diffusible hydrogen content in deposited metal. welding international nr. 3/2011. [16] suga y.: effect of diffusible hydrogen on mechanical properties of underwater welded joints – study on improving the mechanical properties of underwater welded joints (the 1st report). transactions of the japan welding society 10/1985. [17] brink s. h., boltje g. w.: cold cracking susceptibility of welds obtained by wet underwater welding. proceedings of the international conference „underwater welding”, trondheim, norway 1983. [18] walczak w., fydrych d.: skłonność złączy wykonanych pod wodą do tworzenia pęknięć zimnych. prace naukowe politechniki warszawskiej. seria: mechanika z. 215. warszawa 2006. [19] tasak e., bal m.: struktura i własności spoin wykonanych elektrodami otulonymi pod wodą. przegląd spawalnictwa, nr 1-2/1985. [20] liu s.: fundamentos de saldatura humeda. seminario de saldatura humeda. campeche, mexico 1999. [21] łomozik m.: morfologia i własności plastyczne obszarów strefy wpływu ciepła w stalowych złączach spawanych w aspekcie użycia ściegów odpuszczających. uczelniane wydawnictwa naukowo-dydaktyczne agh, kraków 2007. [22] joint industry underwater welding development program. phase i final report. global divers & contractors, colorado school of mines, 1995. [23] katalog materiałów spawalniczych firmy lincoln electric. [24] pn-en iso 17642-2:2005 spawalnictwo. badania niszczące spoin w metalach. badania pękania na zimno złączy spawanych. metody spawania łukowego. część 2: próby z utwierdzeniem własnym. [25] pn-en 571-1:1999 badania nieniszczące. badania penetracyjne. zasady ogólne. [26] pn-en iso 23277:2010 badanie nieniszczące spoin. badanie penetracyjne spoin. poziomy akceptacji. [27] pn-en 1321:2000 spawalnictwo. badania niszczące metalowych złączy spawanych. badania makroskopowe i mikroskopowe złączy spawanych. [28] pn-en 1043-1:2000 spawalnictwo. badania niszczące metalowych złączy spawanych. próba twardości. próba twardości złączy spawanych łukowo. [29] rogalski g., łabanowski j.: certyfikowanie nurków-spawaczy przy spawaniu mokrym pod wodą w warunkach hiperbarycznych. biuletyn instytutu spawalnictwa, nr 1/2011. [30] fydrych d., łabanowski j.: oznaczanie ilości wodoru dyfundującego metodą rtęciową. przegląd spawalnictwa 06/2009. w następnym numerze w następnym numerze opublikowane zostaną artykuły prezentowane na 53. krajowej naukowo-technicznej konferencji spawalniczej nowe kierunki w procesach spajania i cięcia metali w poznaniu. ps 9 2016 www.pdf 131przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 pozorny moduł younga klejów epoksydowych  w połączeniu klejowym metali the apparent young’s modulus of epoxy adhesives in metal-metal adhesive joints mgr inż. kamil anasiewicz; prof. dr hab. inż. józef kuczmaszewski – politechnika lubelska. autor korespondencyjny/corresponding author: k.anasiewicz@pollub.pl streszczenie w analizie modelowej mes jednym z istotnych elementów jest dokładne określenie stałych materiałowych takich jak moduł younga czy współczynnik poissona. z reguły określa się je w standardowych próbach na próbkach „wiosełkowych” lub przyjmuje na podstawie dostępnej literatury. w przypadku połączeń klejowych sprawa jest bardziej skomplikowana. klej w stanie płynnym, w kontakcie z powierzchnią metalu, podlega silnemu oddziaływaniu pola sił fizysorpcyjnych i chemisorpcyjnych na granicy faz. w efekcie w bezpośredniej strefie granicznej następuje specyficzne porządkowanie struktury co skutkuje zmianą właściwości tej strefy w stanie utwardzonym. grubość tej strefy zależy od wielu czynników, najczęściej zmiana tych właściwości przejawia się wzrostem sztywności utwardzonego kleju w tej strefie. zjawisko to znane jest jako „pozorny” moduł younga. w sytuacji, gdy grubość warstwy kleju jest mała, a tak z reguły jest w przypadku połączeń metali, zjawisko to może w istotny sposób zwiększać niepewność otrzymanych wyników symulacji. w pracy przedstawiono badania porównawcze polegające na wyznaczeniu współczynnika sprężystości wzdłużnej kleju dla próbek „wiosełkowych” oraz kleju w spoinie klejowej dla próbek „przekładkowych”. wyznaczono różnicę w wartości modułu younga kleju epoksydowego oraz spoiny klejowej. rozważano wpływ tej różnicy na stopień zgodności otrzymywanych wyników symulacji mes z wynikami badań niszczących. słowa kluczowe: połączenie klejowe; pozorny moduł younga; klejenie; adsorpcja abstract in fem analysis one of crucial elements is to accurately determine material constants like young’s modulus or poisson’s ratio. in general these constants are identified in standard tests on dumbbell-shaped samples or assumed based on available literature. in case of adhesive joints issue is much more complicated. adhesive in its uncured state, in contact with surface of the metal, is subjected to impact of physisorption and chemisorption forces at the phase boundary. in the effect of this in the direct boundary zone occurs specific structure ordering, which results in modification of properties of this area in cured state. thickness of this zone is dependent on various factors, predominantly change of these properties results in increased glue rigidity. this phenomenon is known as “apparent” young’s modulus. in case, where thickness of glue layer is small, as it is typically for adhesive metal joints, this phenomenon might significantly increase uncertainty of the results of the fem simulation. comparative studies were shown involving the determination of the elastic modulus of adhesive of the dumbbell samples and an adhesive joint in the interleaved samples. the difference in the value of young’s modulus of adhesive epoxy material and adhesive joint was determined. the impact of this difference on the degree of compliance of fem simulation in comparison with results of destructive testing was considered. keywords: adhesive joint; apparent young’s modulus; bonding; adsorption wstęp przemysł lotniczy w istotnym stopniu determinuje standardy w zakresie łączenia nowoczesnych materiałów konstrukcyjnych, w szczególności w aspekcie połączeń klejowych. rozpowszechnienie złączy klejowych spowodowane łatwością aplikacji oraz możliwością łączenia różnych materiałów np. metalu z tworzywem polimerowym, znalazło zastosowanie w budowie maszyn, jak również w budowie statków powietrznych [1,2]. zauważono, że wyznaczanie modułu younga kleju w statycznej próbie rozciągania tradycyjnej próbki „wiosełkowej”, nie uwzględnia zjawisk jakie zachodzą w spoinie podczas utwardzania, a w szczególności spowodowanych kontaktem z elementami klejonymi. zjawiska te mogą mieć znaczny wpływ na strukturę spoiny w stanie utwardzonym. dlatego dokładne określenie stałych materiałowych kleju, z uwzględnieniem charakteru eksploatacji spoiny, jest podstawą do przeprowadzenia poprawnej symulacji metodą elementów skończonych. w przypadku połączeń klejowych wyznaczenie prawidłowych wartości modułu younga czy współczynnika poissona może kamil anasiewicz, józef kuczmaszewski przeglad welding technology review 132 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 stanowić pewien problem. klej w stanie płynnym, w kontakcie z powierzchnią metalu, o silnie rozwiniętej powierzchni, jest poddawany oddziaływaniu sił fizysorpcyjnych i chemisorpcyjnych na granicy faz. adsorpcja fizyczna powoduje zagęszczenie substancji na powierzchni adsorbentu, dzięki działaniu sił przyciągania międzycząsteczkowego. oddziaływanie to powoduje specyficzne uporządkowanie struktury kleju w strefie przyściennej, która odznacza się odmiennymi własnościami w stosunku do środkowej części spoiny [3,4]. bardzo często następstwem adsorpcji fizycznej jest adsorpcja chemiczna, jednak zjawiska te mogą również występować jednocześnie. dzieje się to w przypadku gdy zostanie dostarczona wystarczająco wysoka energia aktywacji rzędu 20-80 kj/mol. siły wiążące klej w stanie płynnym z powierzchnią adsorbentu są znacznie większe niż w przypadku adsorpcji fizycznej, jednak charakteryzują się mniejszym zasięgiem. siły te oddziałując na cząstki żywicy epoksydowej powodują ich koncentrację [4,5]. w pewnym zakresie zastosowań oraz grubości spoin klejowych zmiany te mogą powodować błędy w procesie projektowania połączeń klejowych oraz niedokładności w obliczaniu ich wytrzymałości. zakłada się, że dla spoin o małej grubości, umocnienie w strefie przyściennej może mieć znaczny wpływ na wytrzymałość połączenia [6]. badania eksperymentalne badania eksperymentalne polegały na wykonaniu dwóch typów próbek, przeprowadzeniu próby rozciągania próbek „wiosełkowych” i odrywania próbek „przekładkowych” oraz analizie wyników. schemat metodologii badania przedstawiono na rysunku 1. wyznaczenie współczynnika sprężystości wzdłużnej spoiny klejowej jest kłopotliwe z uwagi na jej małą grubość. rys. 1. schemat blokowy przebiegu doświadczenia fig. 1. flowchart of the research process założono że zjawisko umocnienia kleju w obrębie strefy przyściennej klejonych elementów będzie trudne do zaobserwowania, dlatego badana próbka została uformowana w postaci konstrukcji przekładkowej blach klejonych naprzemiennie (rys. 2.). zwiększenie ilości łączonych elementów pozwoliło na pełniejszą obserwację powstawania zjawiska pozornego modułu younga [5,6]. do badań przygotowano 5 próbek przekładkowych w formie stosu sklejonych elementów metalowych oraz 6 odlewanych próbek wiosełkowych wg pn-en iso 527-4:2000 [7]. próbki przekładkowe były wykonane jako połączenia klejowe zestawu (stosu) 30 stalowych blach nierdzewnych z materiału x5crni18–10, 1.4301 (wg pn-en 10088-1:2007) o przekroju poprzecznym 8x10 mm i wysokości łącznej 58 mm. nominalna grubość blachy, równa 2 mm, została zmniejszona w wyniku procesu przygotowania powierzchni do klejenia. powierzchnia próbek przed klejeniem była szlifowana płótnem ściernym o ziarnistości 320. następnie powierzchnię blach odtłuszczono środkiem odtłuszczającym loctite 7063. połączenie zostało wykonane w temperaturze otoczenia wynoszącej 18÷20 °c, przy wilgotności względnej 38÷40%. zestaw ”stos” blach został sklejony z elementami chwytowymi. klejenie odbywało się w przyrządzie zapewniającym osiowość oraz jednakowy docisk. żywica była utwardzana jednostopniowo w temperaturze pokojowej przez okres 7 dni. badania wytrzymałościowe na rozciąganie przeprowadzono na maszynie wytrzymałościowej zwick/roell z150, zgodnie z zaleceniami pn-en 15870:2009 [8]. elementy były klejone przy pomocy kleju epoksydowego epidian 57/pac (żywica epoksydowa e57 utwardzana poliaminoamidem c (pac)) w stosunku masowym 100:70. grubość spoiny klejowej przyjęto na podstawie dostępnej literatury, której zalecana wartość dla połączeń doczołowych znajduje się w zakresie 0,01÷0,04 mm [1]. poprzez pomiar „stosu” rys. 2. kształt próbki przekładkowej do badania pozornego modułu younga fig. 2. the shape of the interleaved sample for testing the apparent elastic modulus 133przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 przed oraz po klejeniu wyliczono grubość pojedynczej spoiny klejowej, której średnia wartość wynosi 0,02548 mm. łączna rozciągana grubość kleju wynosiła 0,79 mm. w badaniu każdej z próbek rozciągano jednocześnie 31 spoin klejowych, których wydłużenie było mierzone przy pomocy ekstensometru. szacuje się, że przy tak małym wymiarze spoiny, wzdłuż całej jej grubości zachodzi umocnienie kleju spowodowane oddziaływaniem sił adsorpcji. stanowisko badawcze z zamontowaną próbką oraz ekstensometrem, umieszczonym na części chwytowej, przedstawiono na rysunku 3. rys.  3. stanowisko testowe z próbką w uchwycie mocującym, z zamontowany ekstensometrem fig. 3.  the test stand with a sample in the mounting jig, with attached extensometer w badanej próbce występuje złożony stan naprężenia, związany ze znaczną różnicą pomiędzy wartością modułu younga kleju oraz elementu klejonego. odkształcenie względne stali jest pomijalnie małe w porównaniu do odkształcenia kleju, jednak różna długość odcinka pomiarowego kleju, równa 0,79 mm, oraz blach stalowych równa 58 mm, sprawia że należy uwzględnić odkształcenie całkowite blach stalowych w opracowaniu wyników końcowych. próbki obciążano w zakresie odkształceń sprężystych kleju. prędkość obciążania próbki wynosiła 1 mm/min. jako wynik badania otrzymano charakterystykę zależności naprężenie–odkształcenie. do celów porównawczych wykonano odlewane próbki wiosełkowe. próbki odlano w elastycznej formie a następnie obrobiono mechanicznie aby zachować równoległość powierzchni czołowych. próbki poddano próbie rozciągania zgodnie z pn-en iso 527-4:2000 [7]. wyniki badań prowadzone prace eksperymentalne wykazały zwiększenie wartości modułu younga utwardzonego kleju w próbkach przekładkowych, klejonych w „stos”, w porównaniu do odlewanych próbek wiosełkowych. na podstawie wyników próby osiowego rozciągania próbek wiosełkowych, wyznaczono wartość moduł younga et kleju epidian 57/pac równą 832,6 mpa. odpowiednio na podstawie próby rozciągania próbek przekładkowych wyznaczono moduł younga et o wartości 1870,01 mpa. wyniki próby rozciągania próbek wiosełkowych przedstawiono na rysunku 4. rozrzut w wartościach odkształceń niszczących próbek wiosełkowych może wynikać z wad wewnętrznych struktury kleju, powstałych w procesie przygotowania próbek. różnice mogą być spowodowane niejednorodnym wymieszaniem żywicy z utwardzaczem, nieuniknionymi wadami struktury i innymi czynnikami. rozrzut wyników nie wpływa w znacznym stopniu na wartość badań porównawczych. umocnienie spoiny klejowej, w obrębie strefy przyściennej, spowodowane działaniem sił fizysorpcyjnych i chemisorpcyjnych na klej w stanie płynnym, dało efekt w postaci wzrostu wartości modułu younga et o 124%. wartość ta osiąga poziom znacznie większy od wartości opisywanej wzorem [5,9]: e’=e (1-υ)/(1+υ)(1-2υ) rys. 4. krzywe rozciągania kleju epidian 57/pac próbek wiosełkowych fig. 4. stress-strain curves of epidian 57/pac adhesive of dumbbellshaped samples 1) rys. 5. krzywe rozciągania spoiny klejowej z kleju epidian 57/pac próbek przekładkowych fig. 5. stress-strain curves of adhesive joint of epidian 57/pac adhesive of interleaved samples w postaci graficznej porównanie wartości modułu younga dla próbek w postaci wiosełek i próbek przekładkowych przedstawiono na rysunku 6. sumaryczna średnia grubość spoiny klejowej próbki przekrzywe rozciągania próbek przekładkowych, otrzymanych w badaniu (rys. 5.), odznaczają się brakiem strefy odkształceń plastycznych, która jest charakterystyczna dla materiałów polimerowych, z uwagi na ich nieliniowe właściwości [2]. z wykresów wynika, że zniszczenie próbki następuje jeszcze w zakresie odkształceń sprężystych, jest to związane z małą grubością spoiny klejowej oraz z jej umocnieniem w strefie przyściennej. indukuje to zniszczenie adhezyjne połączenia, a nie jak w przypadku badania próbek wiosełkowych, kohezyjne. dodatkowo kształt wykresu jest uwarunkowany faktem, że o zniszczeniu próbki decyduje najsłabsza spoina. wykres przedstawia zależność naprężenie-odkształcenie dla próbki składającej się z 31 spoin klejowych. odkształcenie całkowite „stosu” blach i spoin klejowych zostało zredukowane o odkształcenie całkowite blach. 134 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 kładkowej wyniosła 0,79 mm. wartość ta została obliczona poprzez pomiar i porównanie wysokości próbek przed oraz po klejeniu. na podstawie sumarycznej grubości spoiny obliczono odkształcenie względne kleju. rysunek 7 przedstawia zestawienie odkształceń względnych próbek przekładkowych i wiosełkowych. rys.  6. porównanie modułu younga spoiny klejowej oraz kleju w postaci wiosełka fig.  6.  comparison of the young’s modulus of adhesive joint and glue in the form of a dumbbell w oparciu o przedstawione wartości można zauważyć, że odkształcenie względne kleju w spoinie jest znacznie mniejsze w porównaniu do próbek odlewanych, wskazuje to na zwiększoną sztywność kleju w obrębie spoiny. rys. 7. porównanie odkształceń względnych kleju w spoinie klejowej oraz w postaci wiosełka fig. 7. comparison of strain of glue in adhesive join and glue in the form of a dumbbell podsumowanie analiza studialna oraz przeprowadzony eksperyment pozwolił na sformułowanie następujących, ważniejszych wniosków: – przyjmowanie modułu younga cienkich spoin klejowych na podstawie odlewanej próbki wiosełkowej jest obarczone błędem, związanym z umocnieniem kleju w spoinie w obszarze granicy faz. – potwierdzono słuszność przyjętego sposobu badania oraz konstrukcji próbek w celu wyznaczenia pozornego modułu younga kleju. zastosowanie kompensacyjnego uchwytu mocującego pozwoliło na otrzymanie powtarzalnych wyników badań, pomimo złożoności w budowie próbki. w ten sposób zachowano jednorodne rozciąganie każdej z 31 badanych spoin. – stwierdzono istotne zwiększenie wartości modułu younga kleju epoksydowego epidian 57/pac w próbkach przekładkowych w porównaniu do próbek wiosełkowych. uzyskane wyniki badań porównawczych dają możliwość zwiększenia dokładności obliczeń symulacyjnych połączeń klejowych metodą elementów skończonych. uwzględnienie dodatkowego obszaru umocnienia spoiny klejowej, o zwiększonej wartości modułu younga w strefie przyściennej, będzie skutkować opracowaniem nowego, nieliniowego modelu połączenia klejowego. model ten będzie uwzględniał zjawiska zachodzące na granicy faz, obejmując wpływ działania sił adsorpcji na usieciowienie kleju. – zakłada się, że umocnienie kleju zachodzi tylko dla spoin o bardzo małej grubości. w spoinach o grubości powyżej 0,05 mm zjawisko umocnienia będzie zanikać na rzecz wartości podstawowej modułu younga. dla dokładnego określenia głębokości umocnienia kleju, mierzonej prostopadle do łączonych powierzchni, w odniesieniu do grubości spoiny, potrzebne są specjalistyczne badania. – dokładne określenie stopnia umocnienia spoin oraz przyjmowanie wyższej wartości modułu younga spoiny modelowanego połączenia, wpłynie na zmniejszenie niepewności symulacji połączeń klejowych. – otrzymane z badań doświadczalnych wartości pozornego modułu younga znacznie przekraczają wartości teoretyczne wyznaczone z zależności (1). przedstawiona metoda doświadczalna może posłużyć do wyznaczenia pozornego modułu younga kleju w połączeniach innych materiałów. przedstawiona zmiana wartości modułu younga dotyczy wyłącznie połączenia klejowego stali 1.4301 łączonej klejem epidian 57/ pac. literatura [1] j. godzimirski: wytrzymałość doraźna konstrukcyjnych połączeń klejowych, wydawnictwo naukowo-techniczne, warszawa 2002. [2] p. czub, z. bończa-tomaszewski, p. penczek, j. pielichowski: chemia i technologia żywic epoksydowych, wydawnictwo naukowo-techniczne, warszawa, 2002. [3] pod red. c. v. cagle’a, [tł. z jęz. ang. : z. dobkowski]: kleje i klejenie: poradnik inżyniera i technika, wydawnictwo naukowo-techniczne, warszawa, 1977. [4] t. burakowski, t. wierzchoń: inżynieria powierzchni metali, wydawnictwo naukowo-techniczne, warszawa, 1995. [5] adams r.d.: structural adhesive joints in engineering, elsevier applied science publishers. london and new york, 1984. [6] j. godzimirski, s. tkaczuk: określanie właściwości mechanicznych spoin klejowych, technologia i automatyzacja montażu, 3-4/2004, str. 95-97, 2004. [7] pn-en iso 527-4:2000, tworzywa sztuczne oznaczanie właściwości mechanicznych przy statycznym rozciąganiu warunki badań kompozytów tworzywowych izotropowych i ortotropowych wzmocnionych włóknami. [8] pn-en 15870:2009 kleje oznaczanie wytrzymałości na rozciąganie połączeń czołowych. [9] j. kuczmaszewski: podstawy konstrukcyjne i technologiczne oceny wytrzymałości adhezyjnych połączeń metali, wydawnictwa uczelniane politechniki lubelskiej, 1995. 201109_pspaw.pdf 87przegląd spawalnictwa 9/2011 jacek górka artur czupryński tomasz kik marcin melcer przemysłowe aplikacje napawania plazmowego proszkowego industrial applications of powder plasma   transfered arc welding dr inż. jacek górka, dr inż. artur czupryński, dr inż. tomasz kik, mgr inż. marcin melcer – politechnika śląska, gliwice. streszczenie w artykule opisano wymagania stawiane współczesnym stanowiskom spawalniczym przeznaczonym do napawania oraz zaprezentowano nowoczesne źródła energii i osprzęt do napawania plazmowego proszkowego. podano podstawowe zalecenia techniczne i technologiczne zapewniające wykonanie wysokiej jakości napoin oraz przedstawiono różne przykłady przemysłowego napawania plazmowego proszkowego. abstract the article presents the requirements for modern hard-facing stations, modern energy sources and equipment for powder plasma transfered arc welding (pptaw). the basic technical and technological recommendations for high-quality weld metal are provided, and also it presents various industrial applications of pta powder hard-facing. charakterystyka procesu napawanie plazmowe proszkowe (pptaw – powder plasma transferred arc welding), polega na stopieniu w łuku plazmowym o bardzo wysokiej temperaturze rzędu 10 000÷50 000oc, materiału dodatkowego w postaci proszku metalicznego, który wraz z nieznacznie nadtopionym metalem podłoża tworzy napoinę. w porównani z innymi metodami napawania, łuk plazmowy charakteryzuje się dużą koncentracją energii, dzięki czemu materiał rodzimy może być nadtapiany z dużą szybkością na niewielką głębokość, a to z kolei zapewnia otrzymywanie wysokiej jakości napoin, silnie związanych metalurgicznie z podłożem (rys. 1). krótki czas oddziaływania skoncentrowanego słupa łuku plazmowego na niewielki obszar podłoża zapobiega powstawaniu znaczących zmian strukturalnych w materiale rodzimym. do napawania plazmowego proszkowego stosowane są spawalnicze źródła energii prądu stałego o opadającej charakterystyce. proces napawania plazmowego może być prowadzony ręcznie, półautomatycznie lub automatycznie, w pozycji podolnej. przy napawaniu w pozycjach przymusowych zachodzi konieczność zastosowania zasilania łuku plazmowego prądem stałym pulsującym [2, 3]. napawanie plazmowe jest prowadzone wyłącznie prądem stałym z biegunowością ujemną o stabilnym lub pulsującym przebiegu prądu. zasadę procesu napawania plazmowego rys. 1. rozkład temperatury w łuku elektrycznym różnych metod napawania [1] fig. 1. thermal decomposition in electric arc for different hard-facing methods [1] 88 przegląd spawalnictwa 9/2011 proszkowego pokazano na rysunku 2. podstawowym zespołem urządzenia jest uchwyt zasilany napięciem stałym źródła pomocniczego. na początku procesu zajarzany jest łuk plazmowy wewnętrzny (pomocniczy) między nietopliwą elektrodą a dyszą uchwytu. do zajarzenia łuku pomocniczego służy urządzenie wytwarzające impulsy wysokiego napięcia lub jonizator, który jonizuje przestrzeń pomiędzy elektrodą i dyszą, a następnie umożliwia zajarzenie łuku głównego. zajarzenie łuku głównego następuje po wydmuchaniu zjonizowanych cząstek gazu i dotarciu ich do materiału napawanego. plazmowy łuk wewnętrzny i główny zasilane są z oddzielnych źródeł energii. po ustabilizowaniu się łuku plazmowego głównego łuk wewnętrzny może być wygaszony lub utrzymywany przez cały czas napawania, w celu zwiększenia wydajności procesu [4]. napawanie plazmowe proszkowe jest najpowszechniej stosowaną techniką napawania plazmowego, w której stosuje się granulowane proszki metaliczne i ceramiczne. polega ona na stapianiu w łuku plazmowym proszku o ziarnistości 0,06÷0,3 mm i przenoszeniu go na nadtopione podłoże. stopiony proszek po zakrzepnięciu tworzy napoinę o minimalnym udziale podłoża, nawet poniżej 5%. w jednym przejściu układa się jednorodne warstwy o grubości od 0,2 mm do nawet 15 mm, a przy zastosowaniu oscylacji uchwytu plazmowego możliwe jest uzyskiwanie napoin o szerokościach 5÷80 mm. sprawność stapiania proszku, w zależności od jego składu chemicznego, wynosi 90÷95%. dzięki dużej stabilności łuku plazmowego możliwe jest napawanie w szerokim zakresie zmian natężenia prądu. ze wzrostem natężenia prądu wzrasta wydajność napawania, ale również i przetopienie materiału podłoża, a tym samym wzrasta jego udział w napoinie. napoiny charakteryzują się bardzo wysoką czystością metalurgiczną i praktycznie dowolnym składem chemicznym. gładkie i równe lico napoin umożliwia w niektórych przypadkach zrezygnowanie z obróbki mechanicznej. podstawowym materiałem dodatkowym stosowanym do napawania plazmowego proszkowego są stopy metali na osnowie kobaltu, niklu i żelaza oraz cermetale. ze względu na sposób podawania proszku można wyróżnić: – napawanie plazmowe proszkowe ze współosiowym podawaniem proszku do łuku plazmowego, – napawanie plazmowe proszkowe z podawaniem proszku na zewnątrz uchwytu plazmowego, – napawanie plazmowe proszkowe z podawaniem proszku przez kanał wewnątrz elektrody nietopliwej [5]. podczas napawania plazmowego proszkowego z podawaniem proszku na zewnątrz uchwytu proces może być realizowany w taki sposób, że proszek będzie podawany przed łukiem plazmowym, w wyniku, czego łuk będzie się opierał o podawany proszek. w ten sposób ograniczona zostanie głębokości wtopienia i stopień wymieszania napoiny z materiałem podłoża (rys. 3). podawanie proszku za łukiem plazmowym powoduje znaczny wzrost głębokość wtopienia, gdyż łuk opiera się wówczas o materiał napawany (rys. 4). uzyskane napoiny charakteryzują się gładkim i równym licem. taka technika napawania jest więc zalecana, gdy napoina ma charakteryzować się takimi samymi właściwościami jak materiał podłoża, a warstwa nakładana ma niewielką grubość [5]. rys. 2. schemat procesu napawania plazmowego proszkowego fig. 2. powder pta hard-facing process scheme rys. 3. makrostruktura napoiny wykonanej plazmowo proszkowo na stali 0h18n9 proszkiem kobaltowym podawanym przed łuk, i = 80 a, wymieszanie z materiałem rodzimym 16%, pow. 4x [6] fig. 3. macrostructure of ppta hard-facing on the 0h18n9 steel using delivered before arc cobalt powder, i = 80 a, 16% materials intermix, magn. 4x [6] rys. 4. makrostruktura napoiny wykonanej plazmowo proszkowo na stali 0h18n9 proszkiem kobaltowym podawanym za łuk, i = 80 a, wymieszanie z materiałem rodzimym 36%, pow. 4x [6] fig. 4. macrostructure of ppta hard-facing on the 0h18n9 steel using delivered on the back side of arc cobalt powder, i = 80 a, 36% materials intermix, magn. 4x [6] rys. 5. napawanie plazmowe proszkowe z magnetyczną oscylacją łuku [7] fig. 5. powder pta hard-facing with magnetic arc oscillation [7] 89przegląd spawalnictwa 9/2011 w celu podniesienia wydajności i jakości procesu napawania plazmowego są prowadzone próby napawania plazmowego z magnetyczną oscylacją łuku (rys. 5) oraz napawania plazmowego laserowego (rys. 6). metody te pozwalają na zmniejszenie udziału metalu podłoża w napoinie do kilku procent urządzenia i osprzęt spawalniczy do napawania plazmowego proszkowego urządzeniom do napawania plazmowego stawia się następujące wymagania: – modułowa konstrukcja, – programowalne sterowniki zapewniające powtarzalność parametrów i wyników, – możliwość łatwej automatyzacji, – niskie koszty eksploatacyjne, – możliwość uzyskania napoin o bardzo wysokiej czystości metalurgicznej, przy wysokiej sprawności wykorzystania materiału dodatkowego, – możliwość uzyskania jednorodnych napoin, pozbawionych porowatości i wtrąceń metalicznych, przy stosunkowo niskim współczynniku wymieszania napoiny z materiałem podłoża, – uzyskanie napoin o bardzo gładkim licu, pozwalającym uniknąć obróbki mechanicznej lub eliminującym ją do minimum. w procesie napawania plazmowego wykorzystuje się spawalnicze źródła energii prądu stałego o opadającej charakterystyce zewnętrznej. mogą to być prostowniki spawalnicze lub inwertorowe źródła energii prądu stałego wyposażone w mikroprocesorowe układy sterowania parametrami procesu napawania [2, 9]. uchwyt do napawania plazmowego odgrywa bardzo ważną rolę w procesie. do napawania metali stosowane są wyłącznie uchwyty z łukiem zależnym (łuk plazmowy jarzy się pomiędzy elektrodą a materiałem napawanym). w uchwytach tego typu zajarzenie łuku odbywa się za pomocą impulsu prądu o wysokiej częstotliwości. metodą napawania plazmowego z łukiem zależnym można napawać wszystkie materiały konstrukcyjne, które przewodzą prąd elektryczny. do napawania materiałów nieprzewodzących prądu elektrycznego stosuje się uchwyty z łukiem niezależnym (łuk jarzy się pomiędzy elektrodą a dyszą uchwytu). charakterystyczne wymiary uchwytu plazmowego to: średnica dyszy plazmowej, odległość elektrody od dyszy, odległość dyszy od materiału napawanego. główne elementy uchwytu plazmowego to: elektroda nietopliwa, dysza plazmowa oraz dysza proszkowa. uchwyty do napawania plazmowego można podzielić ze względu na sposób realizacji procesu napawania na ręczne i maszynowe. ze względu na zastosowanie można wyróżnić: – uchwyty do napawania powierzchni zewnętrznych, – uchwyty do napawania proszkiem dwuskładnikowym, – uchwyty do napawania powierzchni wewnętrznych, – uchwyty do napawania materiałami na osnowie miedzi z odwrotną polaryzacją, – miniuchwyty do napawania powierzchni wewnętrznych, – miniuchwyty do napawania wewnątrz twardych powierzchni, – uchwyty do napawania hybrydowego: plazmowo-laserowego. elektrody nietopliwe do napawania plazmowego są wykonane przeważnie z wolframu z dodatkiem pierwiastków o małej pracy wyjścia elektronu, tj.: 0,2÷3% tlenków tho2, zro2, lao3, y2o3. wytwarza się je metodą spiekania i zagęszczania proszków metalowych o określonym podziale wielkości ziarna. materiałem wyjściowym do produkcji jest bardzo czysty para–wolfram amonowy, uzyskiwany z rudy wolframu. wprowadzenie do elektrod tych dodatków powoduje znaczne zwiększenie ich trwałości, ułatwia zajarzenie łuku, a także pozwala na większe obciążenie prądowe (tabl. i). najwyższą trwałością cechują się elektrody wolframowe z dodatkiem tlenku itru, gdyż itr ma najwyższy współczynnik dyfuzji, zapewniający, że podczas parowania wolframu w obszarze plamki katodowej elektrody pierwiastek aktywujący z dużą intensywnością przechodzi do tego obszaru, nie występuje błądzenie plamki katodowej, a zaostrzony koniec elektrody nie nadtapia się, co praktycznie eliminuje wtrącenia wolframu rys. 6. schemat napawania plazmowego laserowego [8]; 1 – elektroda nietopliwa (katoda), 2 – materiał napawany (anoda), 3 – dysza plazmowa, 4 – dysza osłonowa, 5 – chłodzenie, 6 – wiązka laserowa (laser co2 – tryb pracy ciągłej), 7, 8 – gaz plazmowy (argon), 9 – gaz transportujący (argon); rn1 = 5 mm, rn2 = 5 mm, ln1 = 5,5 mm, ln2 = 10 mm, f = 14÷22 mm, d = 4÷12 mm fig. 6. pta-laser hard-facing scheme [8]: 1 – nonconsumable electrode (cathode), 2 – welded material (anode), 3 – plasma nozzle, 4 – shielding gas nozzle, 5 – cooling, 6 – laser beam (laser co2 – continuous wave beam), 7, 8 – plasma gas (argon), 9 – powder transport gas (argon); rn1 = 5 mm, rn2 = 5 mm, ln1 = 5,5 mm, ln2 = 10 mm, f = 14÷22 mm, d = 4÷12 mm 90 przegląd spawalnictwa 9/2011 do napoiny. dodatki tlenkowe wspomagające emisję elektronów występują zwykle jako wydzielenia o dużej dyspersji w wolframowej osnowie elektrody, ale istnieją również elektrody kompozytowe złożone z rdzenia wolframowego z pokryciem tlenkowym. ten typ elektrody łączy jakość elektrody z czystego wolframu i elektrody z wolframu z dodatkami tlenkowymi. wadą tych elektrod jest brak możliwości ich ostrzenia i nadania końcówce kształtu stożkowego. kąt zaostrzenia elektrody wynosi 20÷60º. mniejsze kąty ostrzenia powodują zmniejszenie średnicy stożka, co z kolei prowadzi do zmniejszenia tendencji do błądzenia plamki katodowej po powierzchni elektrody. elektroda zaostrzona pod mniejszym kątem daje szerszy oraz bardziej stabilny łuk i zalecana jest przy wykorzystywaniu mniejszych natężeń prądu. zmniejszenie kąta ostrzenia elektrody prowadzi do obniżenia jej trwałości [10, 11]. większe kąty ostrzenia powodują zwiększenie trwałości elektrody wolframowej, węższy łuk i pozwalają pracować przy większym natężeniu prądu. zbyt duży kąt zaostrzenia elektrody nietopliwej może spowodować niestabilność jarzenia się łuku, co jest związane z błądzeniem plamki katodowej po powierzchni elektrody. przy napawaniu zautomatyzowanym dokładny kąt ostrzenia elektrody jest parametrem krytycznym, wpływającym na przebieg procesu i dlatego zaleca się szlifowanie końcówki elektrod bez udziału człowieka, na specjalnie przeznaczonych do tego celu ostrzałkach. szlifowanie ręczne nie tylko powoduje zwiększenie prawdopodobieństwa powstania różnego kształtu poszczególnych elektrod, ale również wprowadzenia znaczących odchyleń od optymalnego kształtu końca elektrody (rys. 7). każde z tych odchyleń stwarza możliwość zmian jakości napoiny. elektrody, które szlifowane są prostopadle do osi lub mające chropowatość powierzchni większą niż 0,5 ra mogą powodować niestabilność przepływu prądu, a w konsekwencji, może następować zajarzanie łuku elektrycznego poza końcówką, błądzenie łuku, szok termiczny końcówki, oraz zmniejszenie trwałości elektrody. przykłady złego oraz prawidłowego ostrzenia elektrod wolframowych przedstawiono na rysunku 8. bardzo ważne jest, aby nietopliwa elektroda była bardzo dokładnie ustawiona wewnątrz uchwytu w osi dyszy zwężającej. podczas napawania plazmowego elektroda znajduje się wewnątrz uchwytu i dlatego nie jest możliwe zetknięcie jej z jeziorkiem napoiny i zanieczyszczenie go metalem elektrody. elektrody wolframowe charakteryzuje: – średnica i kąt zaostrzenia, – odporność erozyjna, – zdolność zajarzenia łuku. wymiary oraz sposób oznaczenia elektrod nietopliwych opisuje norma pn en 26848. wymiary elektrod wg tej normy są następujące: – średnice elektrod: 0,5; 1,0; 1,6; 2,0; 2,5; 3,2; 4,0; 5,0; 6,3; 8,0; 10,0 mm – odchyłki wymiaru średnicy: – dla średnic < 2,5 mm: ± 0,05 mm – dla średnic ≥ 2,5 mm: ± 0,1 mm – długość elektrod: 50; 77; 150; 175 mm – odchyłka długości: ± 1 mm. każda elektroda nietopliwa jest odpowiednio oznaczona oraz cechowana (tabl. ii). oznaczenie elektrod wolframowych określa się na podstawie ich składu chemicznego zgodnie z normą pn 26848, gdzie: pierwsza litera oznacza podstawowy składnik, natomiast druga litera wskazuje dodatek tlenkowy, a numer znajdujący się za nimi pomnożony przez 10 oznacza zawartość tlenku. cechowanie elektrod polega na zaznaczeniu barwnym pierścieniem jednej z końcówek elektrody, a w przypadku elektrod kompozytowych dodatkowo drugim paskiem różowym. tablica i. zalecane zakresy natężenia prądu napawania w zależności od średnicy elektrody wg pn en 26848 table i. recommended current for electrode diameter acc. to pn en 26848 średnica elektrody mm prąd stały, a biegunowość ujemna czysty wolfram wolfram aktywowany 0,5 2-10 2-20 1,0 10-75 10-75 1,6 40-130 60-150 2,0 75-180 100-200 2,5 130-230 170-250 3,2 160-310 225-330 4,0 275-450 350-480 5,0 400-625 500-675 6,3 550-875 650-950 rys. 7. typowe odchylenia od optymalnego kształtu końca elektrody fig. 7. typical deviation from optimal electrode end shape rys. 8. kierunek szlifowania elektrod wolframowych: a) nieprawidłowy, b) prawidłowy fig. 8. machining direction of tungsten electrodes: a) incorrect, b) correct a) b) 91przegląd spawalnictwa 9/2011 bardzo ważną częścią uchwytu plazmowego jest dysza plazmowa, której podstawowe wymiary, tj. średnica i wysokość otworu zwężającego wpływają na jakość procesu napawania plazmowego (rys. 9). dysze plazmowe zwężające wykonywane są z miedzi i są intensywnie chłodzone wodą, co zapewnia dobre odprowadzanie ciepła z łuku plazmowego. ich zadaniem jest mechaniczne zogniskowanie łuku plazmowego i przez to zwiększenie ilości wydzielanego w nim ciepła. łuk plazmowy ulega dodatkowo zawężeniu wywołanemu przez znaczną różnicę temperatury między rdzeniem łuku a jego warstwą zewnętrzną. średnica dyszy i jej położenie względem elektrody nietopliwej wywierają wpływ na energię łuku plazmowego. przy zmniejszeniu średnicy dyszy plazmowej rośnie stopień zwężenia łuku i jego temperatura. wzrasta również niebezpieczeństwo powstania łuku podwójnego i przyspieszonego zużycia elementów uchwytu. stwierdzono, że bezpieczne zwężenie średnicy dyszy plazmowej wynosi 1 mm na 100 a natężenia prądu (tabl. iii) [12]. w celu zwiększenia trwałości uchwytu w korpus miedziany dyszy plazmowej chłodzonej wodą jest wstawiana wkładka z trudno topliwego materiału, np. wolframu lub molibdenu. również produkowane są dysze ze wstawkami z materiałów porowatych, które są ochładzane bezpośrednio przez wtłaczanie przez ich tablica ii. oznaczenie, skład chemiczny i barwne cechowanie elektrod wolframowych wg normy pn 26848 table ii. designation, chemical composition and colour marking of tungsten electrodes acc. to pn 26848 oznaczenie skład chemiczny kolordodatki tlenkowe wolfram zanieczyszczenia, % rodzaj zawartość, % wp 99,8 ≤ 0,20 zielony wt4 tho2 0,35 – 0,55 reszta ≤ 0,20 niebieski wt10 tho2 0,80 – 1,20 reszta ≤ 0,20 żółty wt20 tho2 1,70 – 2,20 reszta ≤ 0,20 czerwony wt30 tho2 2,80 – 3,20 reszta ≤ 0,20 fioletowy wt40 tho2 3,80 – 4,20 reszta ≤ 0,20 pomarańczowy wz3 zro2 0,15 – 0,50 reszta ≤ 0,20 brązowy wz8 zro2 0,70 – 0,90 reszta ≤ 0,20 biały wl10 la2o3 0,90 – 1,20 reszta ≤ 0,20 czarny wc20 ceo2 1,80 – 2,20 reszta ≤ 0,20 szary rys. 9. przekrój poprzeczny dyszy plazmowej do napawania plazmowego proszkowego: d – średnica kanału podającego proszek, de – średnica dyszy plazmowej, dz – średnica wejścia fig. 9. cross-section of plasma nozzle for powder pta hard-facing: d – the diameter of pipe for powder transport, de – plasma nozzle diameter, dz – input diameter tablica iii. wielkość średnicy dyszy plazmowej w zależności od natężenia prądu [12] table iii. plasma nozzle diameter for different current [12] natężenie prądu napawania i a średnica dyszy plazmowej d mm 60 120 160 180 250 400 500 1,2 1,5 1,8 2,0 2,5 3,0 5,0 rys. 10. przykłady rozwiązań położenia kanałów podających proszek w dyszach plazmowych wraz z możliwym kierunkiem napawania fig. 10. examples of positions of the powder feeding pipes in the plasma nozzle and possible direction of the hard-facing 92 przegląd spawalnictwa 9/2011 ścianki boczne gazu lub cieczy [2]. średnicę strumienia plazmy można regulować przez dobór odpowiedniego kształtu dyszy plazmowej: cylindrycznej, zbieżnej lub rozbieżnej. zastosowanie dyszy rozbieżnej pozwala na zwiększenie średnicy strumienia plazmy, obniżenie jego temperatury, a co za tym idzie zmniejszenie głębokości wtopienia napoiny. przykłady rozwiązań konstrukcyjnych dysz plazmowych do napawania plazmowego proszkowego z możliwym kierunkiem napawania przedstawiono na rysunku 10. w procesie napawania plazmowego proszkowego można wyróżnić następujące systemy podawania proszku: – na zewnątrz łuku plazmowego: najczęściej dwoma kanałami, – wewnątrz łuku plazmowego: przez kanały rozmieszczone symetrycznie w dyszy plazmowej, – przez kanał wewnątrz elektrody nietopliwej (rys. 11) [5]. podczas podawania proszku na zewnątrz łuku plazmowego proszek krótko przebywa w łuku plazmowym, w konsekwencji słabiej się nagrzewa i wolniej przetapia, również straty proszku są większe, zwłaszcza podczas napawania z dużą wydajnością, powyżej 3 kg/h. podawanie proszku na zewnątrz może też prowadzić do deformacji łuku plazmowego, zaburzenia stabilności procesu napawania i pojawienia się nierówności napoiny. podczas podawania proszku wewnątrz łuku plazmowego wzrasta znacznie wydajność stapiania proszku, dłużej przebywa on w łuku plazmowym i efektywność jego stapiania jest wyższa. rośnie natomiast zagrożenie uszkodzenia uchwytu rozpryskami ciekłego metalu. istnieje kilka rozwiązań konstrukcyjnych podawania proszku podczas napawania plazmowego proszkowego. w podajnikach stosowanych w niektórych starszych typach automatów do napawania plazmowego ilość podawanego proszku regulowana jest przez prędkość obrotową talerzyka, natomiast natężenie przepływu gazu transportującego jest stałe. w nowszych urządzeniach do napawania plazmowego proszkowego ilość podawanego proszku zależy od prędkości obrotowej bębenka i od natężania przepływu gazu plazmowego, co pozwala regulować energię kinetyczną, z jaką proszek pada na element napawany (rys. 12). ziarnistość proszków do napawania plazmowego proszkowego wynnosi 35÷300 µm. większość stanowisk do napawania plazmowego proszkowego ma zwartą konstrukcję, w skład której wchodzą: sterownik, pulpit sterowniczy, uchwyt plazmowy, wysięgnik, dozownik proszku, mechanizm wahadłowy, suport, stanowisko do mocowania butli, chłodnica, manipulatory i pozycjonery. w nowoczesnych rozwiązaniach przemysłowych uchwyty plazmowe mocowane są na kiści robota spawalniczego. aplikacje przemysłowe napawania plazmowego proszkowego napawanie plazmowe proszkowe znajduje zastosowanie w wielu gałęziach przemysłu, m.in. w przemyśle rolniczym, samochodowym, górniczym, chemicznym, spożywczym, morskim i wielu innych. przykłady stanowisk i aplikacji przemysłowych napawania plazmowego przedstawiono na rysunkach 13÷23 [13]. rys. 11. schemat podawania proszku do łuku plazmowego: a) na zewnątrz łuku plazmowego, b) wewnątrz łuku plazmowego, c) przez kanał wewnątrz elektrody nietopliwej [5] fig. 11. plasma arc powder feeding scheme: a) outside the plasma arc, b) inside the plasma arc, c) inside the nonconsumable electrode [5] rys. 12. natężenie podawania proszku w funkcji natężenia przepływu gazu transportującego i prędkości obrotowej bębenka fig. 12. intensity as a function of powder feeding and transport gas flow rate and rotor speed rys. 13. napawanie plazmowe proszkowe zaworu i gniazd zaworowych silników okrętowych fig. 13. powder pta hard-facing of valve and valve seats marine engines 93przegląd spawalnictwa 9/2011 rys. 15. napawanie plazmowe proszkowe ac zasuwy nożowej: materiał napawany – żeliwo sferoidalne ggg 40, materiał dodatkowy, specjalny stop na osnowie brązu fig. 15. ac ppta hard-facing of knife gate valve: material – ductile cast iron grade ggg 40, the filler material: bronze base special alloy rys. 16. napawanie plazmowe proszkowe narzędzi do obróbki plastycznej metali fig. 16. ppta hard-facing of the tools for metals forming rys. 14. przykłady przemysłowego zastosowania procesu napawania plazmowego proszkowego w procesie wytwarzania podwójnych cylindrów wytłaczarki fig. 14. examples of industrial application of ppta hard-facing process in the manufacture of a double barrel of the extruder rys. 17. napawanie plazmowe proszkowe warstwy wierzchniej uszczelniającej gniazdo zaworu fig. 17. ppta hard-facing the surface layer of the valve seat seal rys. 18. napawanie plazmowe proszkowe form szklarskich z żaroodpornego żeliwa chromowego fig. 18. ppta hard-facing of heat-resistant chromium cast iron molds rys. 19. napawanie plazmowe proszkowe łyżki zespołu nabierającego koparki kołowej fig. 19. ppta hard-facing of bucket of wheel excavator rys. 20. napawanie plazmowe proszkowe elementów części maszyn rolniczych: a) lemiesz, b) ząb brony, c) odkładnica pogłębiacza, d) noże kultywatora fig. 20. ppta hard-facing of agricultural machinery parts: a) landside share, b) harrow tooth, c) mouldboard, d) cultivator knives rys. 21. napawanie plazmowe proszkowe ślimaka wyciskarki fig. 21. ppta hard-facing of extruder worm a) b) c) d) 94 przegląd spawalnictwa 9/2011 rys. 22. przykład zrobotyzowanego spawania plazmowego proszkowego fig. 22. example of robotic ppta process rys. 23. ręczne napawanie plazmowe proszkowe form szklarskich ze stopu miedzi proszkiem na osnowie niklu fig. 23. manual ppta hard-facing of copper alloy molds with the use of nickel base powder literatura [1] pekarek m.: 1. verkäufer training 2006, 100 jahre castolin, 35 jahre gap. [2] klimpel a.: technologia napawania i natryskiwania cieplnego, wnt warszawa 2000. [3] matthes k. j., khaled a.: plasma-arc polder surfacing with pulsed arc for minimum – deformation shaping, schweissen und schneiden, no. 9/1996. [4] bouaifi b., reichmann b.: new areas of appliction through the development of the high-productivity plasma-arc polder surfacing process, schweissen und schneiden, 12/1998. [5] dilthey u., kabatnik l.: central powder feed in the plasmaarc powder surfacing process, schweissen und schneiden, 12/1998. [6] klimpel a.: prace własne katedry spawalnictwa, politechnika śląska w gliwicach 2003. [7] bunt f. j.: magnetic arc oscillation for weld surfacing, using mechanised tig, mig and pta processes, twi industrial members report no. 544, april 1996. [8] som a. i., krivstun i. v.: laser plus plasma: search new possibilities in surfacing, the paton welding journal, no. 12/2000. [9] dobaj e.: maszyny i urządzenia spawalnicze, wyd. iii, wnt warszawa 2006. [10] pocica a., nowak a.: dobór kąta ostrzenia elektrod wolframowych o małych średnicach, przegląd spawalnictwa, nr 3/1996. [11] sewell r.: szlifowanie elektrod wolframowych, biuletyn instytutu spawalnictwa, nr 2/2002. [12] roloff h. j.: sensierung des brennerabstandes beim plasmaschneiden, zis -report, no. 5/1990. [13] materiały własne firmy castolin. polskie towarzystwo spawalnicze oddział w opolu informuje o organizacji xviii konferencji spawalniczej „spawanie w energetyce” w dniach od 24 do 26 kwietnia 2012 r. w ośrodku ziemowit w jarnołtówku – sesje referatowe – wystawy techniczne – imprezy towarzyszące wszystkich zainteresowanych udziałem w konferencji zapraszamy do skontaktowania się z polskim towarzystwem spawalniczym – oddział w opolu. dodatkowe informacje: pocica anna, tel. 48 77 400 62 51, e-mail: a.pocica@po.opole.pl derwich tomasz, tel. 48 77 401 92 95, e-mail: tomasz.derwich@esab.pl korespondencję prosimy kierować pod adresem: polskie towarzystwo spawalnicze – oddział w opolu ul. a. struga 10, 45-073 opole (fax: 48 77 401 92 01) ps 7 2016 www.pdf 41przegląd  spawalnictwa       vol. 88 7/2016 wpływ obróbki cieplnej na mikrostrukturę  i odporność korozyjną bimetalu   stal 904l – nikiel n02201   wytworzonego zgrzewaniem wybuchowym influence of heat treatment on microstructure and corrosion resistance of the bimetal steel 904l – nickel n02201 produced by explosive welding mgr  inż.  urszula  sobczak  –  wojskowa akademia techniczna warszawa;  mgr  inż.  michał  najwer,  mgr  inż.  grzegorz  kwiatkowski – politechnika opolska, zakład technologii wysokoenergetycznych explomet. autor korespondencyjny/corresponding author: urszula.sobczak@wat.edu.pl streszczenie w artykule przedstawiono wyniki badań bimetalu 904l – – n02201 połączonego metodą zgrzewania wybuchowego. plater wykonano technologią zgrzewania wybuchowego, a następnie przeprowadzono wstępną obróbkę cieplną wyżarzanie odprężające. określono mikrostruktury złącza po wstępnej obróbce cieplnej, a zarazem w celu sprawdzenia odporności złącza na korozję, przeprowadzono dodatkową obróbkę cieplną. kolejno, przy użyciu mikroskopu optycznego oraz skaningowego, wykonano badanie mikrostruktury po obróbce cieplnej. przeprowadzono pomiary wielkości elektrycznych podczas korozji swobodnej w badaniach potencjodynamicznych, umożliwiające ocenę odporności na korozję. słowa kluczowe: zgrzewanie wybuchowe, obróbka cieplna, odporność korozyjna abstract this paper presents the results research of bimetal 904l – – n02201 connected using explosive welding method. plater was performed using explosive welding technology, heat treatment was carried out pre-stress relief. the joint microstructure was defined after initial heat treatment and also to verify the corrosion resistance of the joint additional heat treatment was carried out. consecutively, using an optical and scanning microscope, examination of the microstructure after heat treatment were performed. the electrical measurements were examined during free corrosion in the potentiodynamic studies enabling the evaluation of corrosion resistance. keywords:  explosive welding, heat treatment, corrosion resistance wstęp zgrzewanie wybuchowe jest to proces technologiczny polegający na połączeniu dwóch lub więcej elementów metalowych za pomocą energii wyzwalającej się przy detonacji ładunku wybuchowego [1]. uzyskane połączenia mogą mieć charakter adhezyjny, mechaniczny bądź dyfuzyjny. w przypadku połączeń mechaniczno – adhezyjnych otrzymane połączenie cechuje się wysoką jakością, natomiast połączenia dyfuzyjne powodują pogorszenie właściwości materiałów i odporności korozyjnej [2,3]. wysokoenergetyczny proces łączenia wprowadza również do struktury wielowarstwowego materiału nie korzystne naprężenia i umocnienie, co negatywnie wpływa na właściwości użytkowe i ogranicza możliwości jego dalszego kształtowania metodami przeróbki plastycznej, czy obróbki ubytkowej [1]. w celu poprawy właściwości wytrzymałościowych normy pn-en 13455-2 przewidują wykonanie obróbki cieplnej [4]. w przypadku kompozytów warstwowych wymagane jest, aby temperatura obróbki cieplnej była niższa od temperatury przejścia w stan ciekły warstwy złącza o najniższej temperaturze topnienia. analizowany w tym artykule bimetal ma znaleźć swoje zastosowanie jako materiał w przemyśle chemicznym i zbrojeniowym. warunki pracy elementów wykonanych z opisywanego bimetalu wymagają szczelnego połączenia, wysokiej odporności na korozję, a także jak najlepszych właściwości mechanicznych, dlatego przeprowadzona została urszula sobczak, michał najwer, grzegorz kwiatkowski przeglad welding technology review 42 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 7/2016 obróbka cieplna mająca na celu usunięcie skutków zgniotu, uzyskanie odpowiedniej mikrostruktury oraz odporności na korozję [5]. w tym celu przeprowadzono analizę wpływu obróbki cieplnej na mikrostrukturę i właściwości mechaniczne plateru stal – stop niklu. badania własne materiał do badań w ramach realizowanych badań wytworzono metodą zgrzewania wybuchowego bimetal, w którego skład wchodziła stal austenityczna 904l stanowiąca blachę podstawową o grubości 25 mm oraz stop niklu n02201 będący blachą nakładaną o grubości 6 mm. składy chemiczne łączonych materiałów zostały przedstawione w tablicach i i ii. wymiary końcowe łączonych blach wynosiły: (25+6)×2000×5000. do analizy mikrostruktury oraz odporności na korozję materiał poddano początkowo wyżarzaniu odprężającemu w temperaturze 540 °c przez 90 min. następnie badany materiał poddano dwuetapowej obróbce cieplnej. etap pierwszy stanowiło przesycanie, próbki (1-4) o wymiarach (25+6) ×30×20 zostały wygrzane w temperaturze 1050 °c przez 1h. próbki chłodzone były w wodzie. etap drugi stanowiło wygrzewanie próbek (2-4) w temperaturze 550 °c przez 1 (próbka 2), 3 (próbka 3) oraz 5 (próbka 4) godzin. próbki chłodzone były na powietrzu. badanie mikrostruktury po obróbce cieplnej zgłady metalograficzne trawiono dwuetapowo, najpierw wykonano trawienie stali austenitycznej odczynnikiem zawierającym 100 ml h20 + 100 ml hcl +10 ml hno3, który podgrzano do temperatury 50 °c. następnie wytrawiono nikiel odczynnikiem zawierającym 4 g cuso4 + 20 ml hcl + 20 ml c2h5oh. mikrostruktury obserwowano na mikroskopie optycznym i skaningowym. na rysunku 1 przedstawiono mikrostrukturę złącza platerowanego po przesycaniu w temperaturze 1050 °c przez 1 godzinę. na rysunku 2 przedstawiono przykłady mikrostruktur ujawnionych na wytrawionym zgładzie metalograficznym w obszarze złącza oraz w materiałach zgrzewanych. c s ni mn si ti p cr cu mo nb n 904l 0,01 0,0005 24,235 1,535 0,1836 0,013 0,0162 19,69 1,3098 4,0054 0,008 0,057 skład nr c s ni mn si ti cu fe mg n02201 0,01 <0,0002 99,7 0,09 0,06 0,02 <0,01 0,03 0,02 skład nr tablica i. skład chemiczny badanej stali 904l [w % wag.] table i. chemical composition of investigated steel 904l [in % wt.] tablica ii. skład chemiczny stopu niklu n02201 [w % wag.] table ii. chemical composition of investigated nickel alloy n02201 [in % wt.] rys. 1. mikrostruktura złącza platerowanego fig. 1. the microstructure of the joint rys. 2. mikrostruktury próbki po przesycaniu (1050°/1h/h2o): a) obszar złącza, b) stal 904l, c) nikiel n02201 fig. 2. microstructure of the sample after annealing (1050°/1h/h2o): a) the area of joint, b) steel 904l, c) nickel b) c) nadtopienie a) 43przegląd  spawalnictwa       vol. 88 7/2016 wielkość ziarna niklu (rys. 2c) jest wielokrotnie większa od wielkości ziarna stali 904l (rys. 2b). w obu materiałach występują bliźniaki wyżarzania. w niektórych obszarach obserwuje się efekty nadtopienia, charakteryzujące się budową drobnoziarnistą (rys. 2a). analiza mikrostruktury za pomocą sem za pomocą programu komputerowego carbnit i mikroskopu skaningowego hitachi 3500 n, wykonano analizę termodynamiczną wydzieleń w zgrzewanym materiale. podczas przeprowadzonej analizy węglikoazotków wykazano, że węgiel i azot nie został w całości związany (rys. 3). zauważono, że zawartość węgla praktycznie się nie zmienia a wraz z obniżeniem temperatury maleje ilość azotu rozpuszczonego w stali. wewnątrz ziarn stwierdzono występowanie azotków i węglików. po wykonaniu analizy składu chemicznego stwierdzono, że są to azotki tytanu tin (rys. 4a) oraz węgliki chromu cr23c6 (rysunek 4b). badania odporności na korozję dla próbki 1 (linia przerywana) oraz 4 (linia ciągła) wykonano pomiar potencjału korozyjnego ocp (open circuit potential). jest to istotny parametr pozwalający na przewidywanie odporności korozyjnej badanego materiału metalicznego [7]. badanie polegało na pomiarze potencjału bimetalu, w warunkach bezprądowych, względem elektrody odniesienia [8]. na rysunku 5 przedstawiono zbiorczy wykres parametru ocp dla badanych materiałów. próbki po przesycaniu (4) mają wyższy potencjał, świadczący o ich odporności korozyjnej. rys. 3. skład chemiczny austenitu fig. 3. chemical composition of the austenite potwierdzeniem tych obliczeń są wydzielenia zaobserwowane w badanym materiale (rys. 4). rys. 4. analiza mikrostruktury: a) wydzielenie azotku tin w próbce po wyżarzaniu 550 °c/5h, b) wydzielenie węglika cr23c6 w próbce po wyżarzaniu 550 °c/5h fig. 4. analysis of the microstructure: a) eduction the nitride tin in the sample after annealing 550 °c/5h, b) eduction carbide cr23c6 in the sample after annealing 550 °c/5h rys. 5. zbiorczy wykres parametru ocp fig. 5. cumulative parameter graph of ocp 44 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 7/2016 aby ocenić zachowanie korozyjne badanego bimetalu, przeprowadzono pomiary liniowej woltamperometrii lsv (linear sweep voltammetry). schemat wyznaczania parametrów krzywej otrzymanej w wyniku pomiarów woltamperometrycznych został przedstawiony na rysunku 6. pomiar polegał na rejestrowaniu odpowiedzi prądowej w zależności od liniowo rosnącego potencjału, który zadany był na badanej próbce. dzięki temu otrzymano krzywe polaryzacyjne. rys. 6. schemat wyznaczania parametrów lsv [7,8] fig. 6. determining scheme parameters lsv [7,8] badania polaryzacyjne dla próbek przeprowadzono w 0,1m roztworze chlorku sodu, szybkość skanowania potencjału przeprowadzono dla pięciu wariantów: 16,6 mv/s, 50 mv/s, 83,3 mv/s, 166 mv/s, 332 mv/s. na rysunku 7 przedstawiono otrzymane krzywe polaryzacji katodowej rys. 7. krzywe polaryzacji katodowej i anodowej dla potencjału 16,6 mv fig. 7. polarization curves for the anodic and cathodic potential of 16,6 mv na powierzchnię stali austenitycznej jest nałożony nikiel, w związku z tym, reakcja jaka zachodzi, to utlenianie niklu zgodne z reakcją: n0 -2e → n2+. ze wzrostem potencjału wzrasta wysokość piku, świadcząca o tym, że zachodząca reakcja jest szybka, potencjodynamiczna [8]. podsumowanie plater, wykonany technologią zgrzewania wybuchowego poddano analizie wpływu obróbki cieplnej na jego mikrostrukturę i odporność korozyjną. podczas przeprowadzonych badań zauważono, że wielkość ziaren stali austenitycznej różniła się kilkakrotnie od wielkości ziarna niklu, w linii złącza widoczne były obszary przetopione o drobnoziarnistej mikrostrukturze. zarówno w mikrostrukturze stali austenitycznej, jak i niklu zaobserwowano bliźniaki wyżarzania. na obrazach pochodzących z mikroskopu skaningowego zaobserwowano liczne wydzielenia takie jak: tin, cr23c6 oraz fazy międzymetaliczne molibdenu. na podstawie obserwacji mikrostruktury wykonanej przy pomocy mikroskopu skaningowego i analizy termodynamicznej węglikoazotków stwierdzono, że tytan i niob, które powinny stabilizować austenit, nie spełniły swojej roli w badanym materiale. zatem węgiel może w badanej stali wchodzić w relację z cr, co w środowisku korozyjnym może powodować korozję międzykrystaliczną. jednak jego mała zawartość (0,01%) nie powinna znacznie obniżać odporność stali na korozję. w dalszej części wykonano badanie odporności na korozję, a analiza parametru ocp wykazała, że próbki przesycone w temperaturze 1050 °c posiadają mniejszą tendencję do korozji w porównaniu z materiałem surowym. otrzymane wyniki świadczą o tym, że pojawiająca się korozja ma charakter potencjodynamiczny i nie powinna wpływać znacząco na własności mechaniczne wykonanego plateru. literatura [1] najwer m., niesłony p.: ocena mikrotwardości oraz własności wytrzymałościowych trimetalu aa2519-aa1050-ti6al4v po różnych obróbkach cieplnych, przegląd spawalnictwa, nr 4, s. 16-18, 2016 [2] kurek a.: trwałość zmęczeniowa elementów maszyn wykonanych z bimetalu stal – tytan zgrzewanego wybuchowo, politechnika opolska, opole, 2011 [3] prażmowski m., rozumek d., paul h.: trwałość zmęczeniowa bimetalu cyrkon-stal w aspekcie charakterystyki złącza, przegląd spawalnictwa, nr 4, s. 12-15, 2016 [4] pocica a., najwer m.: obróbka cieplna zgrzewanych wybuchowo bimetali ze stali austenitycznych, przegląd spawalnictwa, nr 5, s. 54-58, 2014 [5] schweitzer p.a.: fundamentals of corrosion – mechanism, causes and preventative methods, crc press, 2009 [6] kozłowski j., kozłowski j.: spawanie to nie wszystko zabezpieczenie antykorozyjne spawanych konstrukcji stalowych – kontrola i badania, przegląd spawalnictwa, nr 5, 10-15, 2016 [7] adamiec j., januszkiewicz m.: ocena odporności na korozję wysokotemperaturową złączy spawanych laserowo rur ożebrowanych wykonanych ze stopów niklu, przegląd spawalnictwa, nr 10, 88-91, 2015 [8] bard a.j., inzelt g., scholz f.: electrochemical dictionary springer – verlag, berlin, heidelberg, 2008. i anodowej poprzez zastosowanie pomiaru potencjału bimetalu względem półogniwa kalomelowego w funkcji czasu przy stałej gęstości prądu. w celu otrzymania dokładnych wyników dla każdego pomiaru wykonano po trzy cykle. odnosząc się do schematu zamieszczonego na rysunku 5 zauważono, że w materiale nie występuje korozja wżerowa. największe potencjały wystąpiły dla pików wyznaczonych dla wariantu 16,6 mv/s. ilość pików świadczy o ilości zachodzących reakcji. dla każdej z badanych próbek występuje jeden pik prądu anodowego związany z reakcją utleniania. 201306_pspaw_5i5a.pdf 33przegląd spawalnictwa 6/2013 lesław sozański paweł sokołowski normalizacja wykrywania i oceny powierzchniowych niezgodności spawalniczych standardization of detection and evaluation  of welding imperfections dr inż. lesław sozański, mgr inż. paweł sokołowski – politechnika wrocławska. streszczenie badania nieniszczące dostarczają informacji o jakości złączy spawanych bez zmiany ich przydatności użytkowej. normy, definiujące metody przeprowadzania badań nieniszczących, obejmują bardzo szeroki zakres zagadnień. w pracy omówiono podstawowe grupy norm, określające istotne elementy procedur badań nieniszczących złączy spawanych w zakresie wykrywania i oceny niezgodności powierzchniowych. analiza uzyskanych wskazań pozwala na wyznaczenie poziomów akceptacji i poziomu jakości kontrolowanego złącza. abstract non destructive testing provides useful information about the quality of welds without changing any of their properties. the standards for non-destructive testing (ndt) methods include a lot of different issues. this paper discusses an important group of standards which defines the essential elements of non-destructive weld examination procedures. these procedures are useful to detect and evaluate of welding defects located at the surface of joined elements. the analysis of received data allows determining the acceptance levels and the quality of the controlled weld. wstęp podstawową metodą łączenia, stosowaną w konstrukcjach metalowych, jest spawanie. w złączach spawanych mogą występować niezgodności wynikające z przebiegu procesu. metody badań nieniszczących umożliwiają, z określonym prawdopodobieństwem, wykrywanie zarówno powierzchniowych, jak i wewnętrznych niezgodności w złączach spawanych. zasady stosowania badań nieniszczących złączy spawanych metali zawarte są w normie pn-en iso17635 [3], która jest normą podstawową (zastąpiła normę pn-en 12062). podaje ona zasady wyboru metod badań nieniszczących oraz oceny ich wyników w zależności od metody spawania, materiału podstawowego i dodatkowego, stanu obróbki, rodzaju złącza i spoin oraz ich wymiarów, ukształtowania elementu, założonego poziomu jakości i spodziewanych rodzajów niezgodności spawalniczych oraz ich usytuowania. w normie wprowadzono też wymagania dotyczące personelu wykonującego badania (wg pn-en 473 [4] lub en iso 9712 [5]). norma iso 17835 [3] zaleca do wykrywania, powierzchniowych niezgodności spawalniczych, we wszystkich rodzajach złączy spawanych, kontrolę wizualną w połączeniu z innymi metodami: penetracyjną, magnetyczno-proszkową oraz prądów wirowych dla różnych materiałów podstawowych (stale ferrytyczne, austenityczne, aluminium, nikiel, miedź i tytan). zdefiniowane poziomy akceptacji są przeznaczone przede wszystkim do zastosowania w badaniach produkcyjnych. badania wizualne pojęcie badań wizualnych obejmuje wykrywanie i ocenę cech jakościowych złącza wyłączeniu za pomocą ludzkiego oka. podczas gdy wszystkie inne metody badań nieniszczących dostarczają informacji, które wymagają dodatkowej interpretacji, to w przypadku badań 34 przegląd spawalnictwa 6/2013 wizualnych można bezpośrednio obserwować takie niezgodności, jak: nieciągłości materiałowe, odchylenia od wymiarów czy jakości powierzchni obrobionej. przyjęto dwie podstawowe techniki badań wizualnych: badania wizualne bezpośrednie i badania wizualne zdalne. pojęcia te są zdefiniowane w pn-en 13018 [6], są oparte na różnicy w przebiegu ścieżki optycznej pomiędzy okiem obserwatora a powierzchnią badaną. w normie pn-en iso 17637 [7] podano wymagania dotyczące badań wizualnych złączy spawanych metali. przeprowadza się je najczęściej na złączach gotowych, jednak w przypadkach uzasadnionych wymogami norm wyrobu lub ustaleniami między stronami umowy można wykonać je w innych fazach procesu spawania. podstawową normą opisującą niezgodności spawalnicze jest pn-en iso 6520-1 [8]. norma iso 17835 [3] w tablicy a.1 zawiera zasady określania poziomów jakości złączy, oparte na kryteriach zawartych w pn-en iso 5817 [9] (tabl. i), a na rysunku 1 pokazano przykładowo wymiary charakterystyczne porów. badania penetracyjne w badaniach penetracyjnych wykorzystuje się zjawiska kapilarne w nieciągłościach na kontrolowanej powierzchni. penetrant wnika w otwarte szczeliny powierzchniowe, a po usunięciu jego nadmiaru i naniesieniu wywoływacza zabarwia go w miejscach nieciągłości tworząc mierzalne wskazania. ogólne zasady badań penetracyjnych podano w pn-en 571-1 [11]. w normie tej ustalono zasady przygotowania badanej powierzchni, wymagania stawiane środkom wykrywającym i sposobom ich użycia, a także zapis i interpretację uzyskanych wyników [1]. w normie wprowadzono postanowienia zawarte, m.in., w powołaniach normatywnych dotyczących personelu wykonującego badania (pn-en 473 [7]), badań materiałów penetracyjnych (pn-en iso 3452-2 [12]), próbek odniesienia (pn-en iso 345-3 [13], wyposażenia (pn-en iso 345-4 [14]), zasad badań powyżej 50oc (en iso 3452-5:2008 [15] i poniżej 10oc (en iso 3452-6:2008 [16]) oraz warunków obserwacji (en iso 3059 [17]). dla badań metodą penetracyjną opracowano specjalną normę terminologiczną pn-en iso 12706:2003 [18]. w normie pn-en iso 17835 [3] zaleca się metodę penetracyjną, w połączeniu z kontrolą wizualną, do wykrywania dostępnych, powierzchniowych niezgodności spawalniczych złączy ze stali austenitycznych, stopów aluminium, miedzi, tytanu i niklu. w jej załączniku a-3 podano w tablicy 3a zależność między poziomami jakości a techniką badań i poziomami akceptacji wg tablicy ii. poziomy akceptacji (tabl. iii), podane w normie, określono na podstawie możliwości wykrycia niezgodności spawalniczych przy zastosowaniu technik badań podanych w pn-en iso 3452-1 [12]. rys. 1. wymiar charakterystyczny „d” porów [1] fig. 1. specific dimension „d” for pores [1] tablica i. poziomy jakości złączy określane na podstawie badań wizualnych wg pn-en iso 17835 [3] table i. quality level determination by visual testing acc. to pn-en iso 17835 [3] poziomy jakości wg iso 5817 oraz iso 10042 technika – i klasa badania wg iso 17637 poziomy akceptacji a) b klasy nie określono b c c d d a) poziomy akceptacji dla badań wizualnych są zgodne z poziomami jakości wg iso 5817 lub iso 10042. tablica ii. badania penetracyjne – poziomy akceptacji [3] table ii. penetration testing – acceptance levels [3] poziomy jakości wg iso 5817 oraz iso 10042 technika – i klasa badania wg iso 3452-1 poziomy akceptacji wg iso 23277 b klasy nie określono 2x c 2x d 3x poziomy akceptacji 2 i 3 mogą być ustalone z oznaczeniem wstępnym x, co oznacza, że wszystkie wykryte wskazania liniowe powinny być oceniane wg poziomu 1. jednak prawdopodobieństwo wykrycia wskazań mniejszych od podanych przez początkowy poziom akceptacji może być niewielkiego. tablica iii. poziomy akceptacji wskazań [19]; wymiary w mm table iii. results acceptance levels [19]; dimensions in mm rodzaj wskazania poziom akceptacji a) 1 2 3 wskazanie liniowe l – długość wskazania, mm l ≤ 1,5 l ≤ 3 l ≤ 6 wskazanie nieliniowe d – wymiar większej osi, mm l ≤ 2 l ≤ 3 l ≤ 4 a) poziomy akceptacji 2 i 3 mogą być ustalone z oznaczeniem wstępnym x, co oznacza, że wszystkie wykryte wskazania liniowe powinny być oceniane wg poziomu 1. jednak prawdopodobieństwo wykrycia wskazań mniejszych od podanych przez początkowy poziom akceptacji może być niskie. 35przegląd spawalnictwa 6/2013 badania magnetyczno-proszkowe w badaniach magnetyczno-proszkowych wykorzystuje się zjawisko gromadzenia się proszku ferromagnetycznego w miejscu rozproszonego przez nieciągłości powierzchniowe pola magnetycznego. ogólne przepisy badań magnetyczno-proszkowych [2] są zawarte w normie pn-en iso 9934-1 [20]. w normie tej ustalono zasady przygotowania badanej powierzchni, stosowane techniki magnesowania, wymagania stawiane środkom wykrywającym rozproszone pole i sposobom ich użycia, a także zapis i interpretacjom uzyskanych wyników. w normie wprowadzono postanowienia zawarte, m.in., w powołaniach normatywnych dotyczących personelu wykonującego badania (pn-en 473 [4]), wyposażenia (pn-en iso 9934-2,3 [21, 22]) i warunków obserwacji (pn-en iso 3059 [17]). norma pn-en iso 17635 [3] zaleca metodę magnetyczno-proszkową, w połączeniu z kontrolą wizualną, do wykrywania dostępnych, powierzchniowych niezgodności spawalniczych we wszystkich rodzajach złączy spawanych ze stali ferrytycznych. w jej załączniku a-3 podano w tablicy 3a zależność między poziomami jakości wg pn-en iso 5817 [9] a techniką badań wg pn-en iso 17638 [23] i poziomami akceptacji wg pn-en iso 23278 [24] (tabl. iv). poziomy akceptacji zdefiniowano w zależności od rodzaju i wielkości wskazań (tabl. v). dla badań metodą magnetyczno-proszkową opracowano specjalną normę terminologiczną pn-en 1330-7, w której zdefiniowano terminy stosowane w tych badaniach oraz zamieszczono alfabetyczny indeks krzyżowy w języku polskim [25]. norma badań pn-en iso 17638 [23] zaleca bardzo precyzyjnie metodologię przeprowadzenia kontroli złączy spawanych wraz z rysunkami i wzorami obliczeń układów geometrycznych i danych elektrycznych istotnych dla uzyskania odpowiedniego dla kształtu kontrolowanego elementu pola magnetycznego. przywołuje też normy ogólne dotyczące środków wykrywających (pn-en iso 9934-2 [26]) oraz stosowanej aparatury (pn-en iso 9934-3 [27]). prądy wirowe w metodzie prądów wirowych (et) wykorzystywane jest zjawisko indukcji magnetycznej. analizując pole magnetyczne wzbudzonych prądów wirowych, płynących na powierzchni badanego materiału, możemy wykrywać ewentualne nieciągłości materiałowe, a także zmiany strukturalne. złącza spawane są trudne do kontroli tą metodą. w przypadku spoin wykonywanych w procesach automatycznych, zapewniających gładkie lico, zastosowanie prądów wirowych jest w pełni uzasadnione i często stosowane (np. przy produkcji rur ze szwem). jednak nierównomierność lica czy łuska, charakterystyczne dla spawania elektrodą otuloną czy nawet w gazach ochronnych, jest poważnym utrudnieniem w interpretacji otrzymywanych wyników. podobnie zmiany strukturalne w swc mogą powodować obniżoną wykrywalność drobnych pęknięć czy przyklejeń w strefie wtopienia. jednak jej podstawowe zalety – metoda praktycznie bezkontaktowa rys. 2. defektogram: a) wskazanie liniowe, b) wskazanie nieliniowe [1] fig. 2. defectogram: a) linear result, b) non-linear result [1] tablica iv. badania magnetyczno-proszkowe [3] table iv. magnetic particle inspection [3] poziom jakości wg pn-en iso 5817 technika i klasa badania wg pn-en iso 17638 poziomy akceptacji wg pn-en iso 23278 b klasy nie określono 2x c 2x d 3x poziomy akceptacji 2 i 3 mogą być ustalone z oznaczeniem wstępnym x, co oznacza, że wszystkie wykryte wskazania liniowe powinny być oceniane wg poziomu 1. jednak prawdopodobieństwo wykrycia wskazań mniejszych od podanych przez początkowy poziom akceptacji może być niewielkie. tablica v. poziomy akceptacji wskazań [24] table v. results acceptance levels [24] rodzaj wskazania poziom akceptacji 1) 1 2 3 wskazanie liniowe l – długość wskazania, mm l ≤ 1,5 l ≤ 3 l ≤ 6 wskazanie nieliniowe d – wymiar większej osi, mm l ≤ 2 l ≤ 3 l ≤ 4 poziomy akceptacji 2 i 3 mogą być ustalone z oznaczeniem wstępnym „x”, co oznacza, że wszystkie wykryte wskazania liniowe powinny być oceniane wg poziomu 1. jednak prawdopodobieństwo wykrycia wskazań mniejszych od podanych przez początkowy poziom akceptacji może być niskie rys. 3. defektogram proszkowy: a – wskazanie liniowe, b – wskazanie nieliniowe [2] fig. 3. particle defectogram: a – linear result, b – non-linear result [2] a) a) ↑ 36 przegląd spawalnictwa 6/2013 z możliwością badania przez pokrycia lakiernicze, powoduje jej szybki rozwój. zakres normalizacji metody prądów wirowych jest niewielki. w normie pn-en iso 17635 [3] w tabeli a.4 podano jedynie normę ogólną iso 17643 [28], a poziomy akceptacji muszą być uzgodnione między stronami umowy (tabl. vi). tablica vi. klasy jakości – ocena metodą prądów wirowych [3] table vi. quality levels – eddy current method [3] poziom jakości wg iso 5817 oraz iso 10042 technika i klasa badania wg iso 17643 poziomy akceptacji b klasy nie określono uzgodnione między stronami umowy c d podsumowanie zadaniem badań nieniszczących w analizowanym zakresie jest wykrycie niezgodności powierzchniowych oraz określenie ich wielkości, położenia i nasilenia. europejski system norm i zaleceń (normy podstawowe, normy badań i normy wyrobu) pozwala na stosunkowo łatwe opracowanie procedur i instrukcji kontrolnych w standardowych przypadkach badania złączy spawanych konstrukcji metalowych. ustalenia normalizacyjne przewidziane są do wykorzystania w kontroli produkcyjnej. w zasadzie tylko normy badań są pomocne w badaniach literatura [1] sozański l., sullik p.: analyza normalizace zkouśeni svaru kapilarni metodou. 42. mezinárodní konference a výstava ndt techniky: defektoskopie 2012. sborník příspĕvků, sec u chrudimi, czech republic. [2] sozański l.: wybrane normy badań magnetyczno-proszkowych złączy spawanych. przegląd spawalnictwa. nr 10/2012. [3] pn-en iso 17635:2010. badania nieniszczące złączy spawanych. zasady ogólne dotyczące metali. [4] pn-en 473: 2008. badania nieniszczące – kwalifikacja i certyfikacja personelu. [5] pn-en iso 9712:2005. badania nieniszczące – kwalifikacja i certyfikacja personelu. [6] pn-en 13018:2004. badania nieniszczące. badania wizualne. zasady ogólne. [7] pn-en iso 17637:2011. badania nieniszczące złączy spawanych-badania wizualne złączy spawanych. [8] pn-en iso 6520-1:2007. spawanie i procesy pokrewne. klasyfikacja geometrycznych niezgodności spawalniczych w metalach, część 1: spawanie. [9] pn-en iso 5817:2010. badania nieniszczące złączy spawanych. zasady ogólne dotyczące metali. [10] pn-en iso 10042:2008. spawanie – złącza spawane łukowo w aluminium i jego stopach – poziomy jakości dla niezgodności spawalniczych. [11] pn-en 571-1:1999. badania nieniszczące – badania penetracyjne. zasady ogólne. [12] pn-en iso 3452-2:2006. badania nieniszczące-badania penetracyjne-cz. 2 badania materiałów penetracyjnych. [13] pn-en iso 3452-3:2001. badania nieniszczące – badania penetracyjne. część 3: próbki odniesienia. [14] pn-en iso 345-4:2001. badania nieniszczące – badania penetracyjne. część 4: wyposażenie. eksploatacyjnych. badania wizualne, penetracyjne i magnetyczno-proszkowe stanowią podstawowe techniki stosowane do wykrywania niezgodności spawalniczych na powierzchniach dostępnych. w innych przypadkach (np. niedostępne strefy graniowe) trzeba stosować metody ultradźwiękowe lub radiologiczne. oszacowanie niepewności badań oraz odpowiednia interpretacja uzyskanych wyników pozwalają na uzyskanie miarodajnego obrazu jakości kontrolowanego złącza. [15] en iso 3452-5:2008. non-destructive testing – penetrant testing – part 5: penetrant testing at temperatures higher than 500 c. [16] en iso 3452-6:2008. non-destructive testing – penetrant testing – part 6: penetrant testing at temperatures lower than 100 c. [17] pn-en iso 3059:2005. badania nieniszczące. badania penetracyjne i badania magnetyczno-proszkowe. warunki obserwacji [18] pn-en iso 12706:2003. badania nieniszczące – terminologia – terminy stosowane w badaniach penetracyjnych. [19] pn-en iso 23277: 2006. badania nieniszczące spoin – badania penetracyjne spoin – poziomy akceptacji. [20] pn-en iso 9934-1: 2005. badania nieniszczące – badania magnetyczno-proszkowe. część 1: zasady ogólne. [21] pn-en iso 9934-2:2003. badania nieniszczące – badania magnetyczno-proszkowe. część 2: środki wykrywające. [22] pn-en iso 9934-3:2003. badania nieniszczące – badania magnetyczno-proszkowe. część 3: aparatura. [23] pn-en iso 17638: 2006.badania nieniszczące spoin – badania magnetyczno-proszkowe spoin. [24] pn-en iso 23278:2010. badania nieniszczące spoin – badania magnetyczno-proszkowe spoin – poziomy akceptacji. [25] pn-en 1330-7: 2007. badania nieniszczące. terminologia. część 7: terminy stosowane w badaniach. [26] pn-en iso 9934-2:2003. badania nieniszczące – badania magnetyczno-proszkowe. część 2: środki wykrywające. [27] pn-en iso 9934-3: 2003. badania nieniszczące – badania magnetyczno-proszkowe. część 3: aparatura. [28] iso 17643:2005. non-destructive testing of wells-eddy current testing of welds by complex-plane analysis. 201307_pspaw_ew43.pdf 11przegląd spawalnictwa 7/2013 gieorgij m. grigorenko walery a. kostin spawalność stali i kryteria jej oceny weldability of steels and criterion of its estimation prof. dr ab. inż. ieor i . ri orenko dr inż. alery a. ostin instytut elektrospawalnictwa im. je.o. patona państwowej akademii nauk w kijowie. streszczenie w artykule przeprowadzono analizę terminu spawalność, dokonano doboru metod oceny spawalności stali, przeanalizowano rozumienie i traktowanie przez różnych badaczy terminu spawalność i wskazano opinię autorów o możliwej liczbowej ocenie spawalności. uzasadniono wzajemny związek spawalności wykorzystywanych materiałów inżynierskich z technologią i konstrukcją. ustalono następujące poziomy spawalności: dostateczna (wszystkie eksploatacyjne wymagania spełnione); niedostateczna (chociażby 1 wymóg niespełniony); dobra; zadowalająca (konieczność zmiany warunków spawania); ograniczona (konieczność zmiany sposobu spawania); zła (nie ma możliwości osiągnięcia pozytywnego wyniku). abstract it has been analized the term of weldiability, selected the methods of steels weldiability estimation, compared the understanding and applications by different investigators the term of weldiability, presented the authors opinion about numerical estimation of weldiability. grounded the mutual connnection of using materials weldability with technology and construction. it has been established the weldability levels: acceptable (all service requirements have satisfied); non acceptable (even 1 service requirement has not satisfied); good; compatible (to change the welding circumstances); limited (to change the welding methods); bad (no possibility to achieve the positive results). st praktyka spawalnicza wskazuje, że nie wszystkie stale są dobrze spawalne. jedne wykazują dobre właściwości spawalnicze bez jakichkolwiek ograniczeń, do spawania innych należy stosować specjalne techniki. w związku z tym właściwość stali, którą nazywa się ogólnie spawalnością, może być różna. stąd też istnieje dosyć szerokie traktowanie tego pojęcia. według standardu iso [1] metal można uważać za spawalny, jeśli przy spawaniu osiąga się spójność połączenia spawanego i przy czym stosuje się taki proces spawania, który pozwala otrzymać połączenia spełniające postawione im wymogi dotyczące właściwości. według standardu brytyjskiego instytutu spawania (bis) [2] spawalność – to zdolność materiału do poddawania się spawaniu dowolnym sposobem bez specjalnych środków w celu otrzymania połączenia, właściwości którego pozwalają w całości wykorzystać materiał. według standardu din [3] (niemcy) spawanie detali z metalowych materiałów ma miejsce, jeśli za pomocą pewnego sposobu spawania i przy dotrzymaniu pewnej technologii osiąga się łączenie materiałów przy dotrzymaniu wymaganych właściwości złączy spawanych i ich wpływu na konstrukcję. rosyjskie określenie spawalności zgodnie z normą państwową 29273-92 [4]: metalowy materiał jest uważany za spawalny, jeśli poddaje się spawaniu do ustalonej miary przy takich procesach i do takiego celu, kiedy spawaniem osiąga się metalową całość przy odpowiednim procesie technologicznym, a spawane detale odpowiadają technicznym wymogom pod względem jakości, jak i względem wpływu na konstrukcję, którą tworzą. zbliżona do tej jest również definicja ukraińska, określona w dstu [5]. mając na uwadze powyższe, pojęcie spawalności musi łączyć cztery współzależne czynniki: rodzaj materiału, typ konstrukcji, konieczne (niezbędne) właściwości i poziom spawalności (miara pewności). zależnie od ich wyboru i powiązania będzie osiągalny określony poziom spawalności [6]. swój punkt widzenia na spawalność mają poszczególni uczeni-spawalnicy. znaczny wkład do systematyzacji terminu spawalność i metod jej oceny wniósł k.a. yushchenko. na podstawie analizy istniejących 12 przegląd spawalnictwa 7/2013 podejść do oceny spawalności i obowiązujących w różnych krajach i organizacjach standardów, w [7, 8] zaproponowano nowe rozumienie tego terminu. wykazano, że w absolutnej większości przypadków spawalność ocenia się jakościowo i subiektywnie; termin spawalność rozpatruje się szerzej niż tezy filozoficzne, a wyznaczenie spawalności przez zdolność materiału do tworzenia połączenia spawanego nie wskazuje wymiernych i mierzalnych cech. asnis [9] określa spawalność w następujący sposób: spawalność materiałów rozpatruje się jak ogólne pojęcie, charakteryzujące się przydatnością do spawania i pewnością połączenia spawanego. szorszorow ze współpracownikami [10] dają taką ocenę spawalności: spawalność tego lub innego materiału tym jest lepsza, im większa jest liczba możliwych sposobów ich spawania, im prostsza technologia i szersze zakresy dopuszczalnych parametrów spawania, prowadzące do uzyskania zadanych właściwości połączenia spawanego. zgodnie z musijaczenką i michodujem [11]: ocena spawalności wysokowytrzymałych stali sprowadza się do wyznaczenia optymalnych warunków spawania, przy których uniemożliwia się pojawienie się w połączeniu spawanym pęknięć, a metal w strefie wpływu ciepła zachowuje wymaganą plastyczność, wytrzymałość i udarność. herold [12] wykazał zasadniczo odmienne podejście do pojęć spawalności i złącza i określił miejsce spawalności w kształtowaniu połączenia spawanego. przeprowadzona analiza prac o spawaniu stali i stopów pokazuje, że spawalnicy również szeroko wykorzystują takie pojęcia, jak spawalność hutnicza, fizyczna i technologiczna. przebie i wyniki bada spawalność hutnicza [13,14] odznacza się procesami, w których następuje wymieszanie ciekłego metalu spoiny w spawanych detalach, wskutek czego tworzy się spójne połączenie spawane. na granicy styku łączonych detali zachodzą procesy fizykochemiczne mieszania, które określane są przez właściwości łączonych metali. jednorodne metale (o podobnym składzie chemicznym) wykazują jednakową hutniczą spawalność. spawanie różnorodnych metali może okazać się niemożliwe, ponieważ ze względu na właściwości takich metali czasami nie jest możliwe zapewnienie koniecznych procesów fizykochemicznych w strefie topienia – te metale nie mają hutniczej spawalności. przez spawalność fizyczną autorzy prac [15,16] rozumieją możliwość otrzymania jednolitych połączeń spawanych pod względem chemicznym. taką spawalność mają praktycznie wszystkie techniczne stopy i czyste metale, a także szereg połączeń metali z niemetalami. spawalność technologiczna [17, 18] to charakterystyka metalu, która wyznacza jego reakcję na działanie spawania i zdolność tworzenia połączeń spawanych z zadanymi eksploatacyjnymi właściwościami. w tym wypadku spawalność rozpatruje się jako miarę zgodności właściwości połączeń spawanych z właściwościami głównego metalu lub ich normatywnym znaczeniom. według standardu din [3] (niemcy) spawalność detali z materiałów metalowych jest uzależniona od dalej wskazanych czynników (rys. 1). rys. 1. wzajemny związek spawalności wykorzystywanych materiałów z technologią i konstrukcją i . 1. mutual connnection of using materiałs weldability with technology and construction przy tworzeniu złączy rozróżnia się następujące poziomy spawalności zgodnie z makarowem [19] (rys. 2). przydatność stali do spawania wyznacza się testami na spawanie, które w większości wypadków zastępują badania skłonności do tworzenia pęknięć różnego typu. na przykład, dla połączeń spawanych węglikowych i stali stopowanych przyjmowane są następujące wskaźniki spawalności: – odporność na pękanie gorące (gp); – odporność na pękanie zimne (zp); – odporność na pękanie lamelarne (lp); – odporność na pękanie po obróbce cieplnej (poc); – znaczenie głównych właściwości mechanicznych spoiny i strefy wpływu ciepła (swc); – odporność na rozwój pęknięć (dtp); – inne wskaźniki charakterystyczne dla właściwości roboczych obciążeń i warunków eksploatacji (wytrzymałość przy cyklicznych obciążeniach, udarność przy eksploatacji w warunkach obniżonej temperatury itp.). uważane za dostateczne wskaźniki spawalności materiału są te, które są równe lub wyższe od normatywnych wartości koniecznych właściwości według technicznych warunków eksploatacji tego typu konstrukcji spawanych. jeśli wszystkie wskaźniki spawalności są dostateczne (wszystkie wymogi eksploatacyjnych właściwości połączeń spawanych zgodne z przyjętymi dopuszczeniami), to spawalność materiałów jest uważana za dostateczną. jeśli nie są określane minimalne możliwe do przyjęcia poziomy chociażby jednego ze wskaźników spawalności, wówczas spawalność materiału klasyfikuje się jako niedostateczną. należy wskazać, że przy takim podejściu spawalność tego samego materiału może być różnie oceniona, zależnie od przeznaczenia wyrobu. znaczny wpływ na spawalność wywierają skład chemiczny stali czy stopu, skład strukturalno-fazowy i jego przemiany podczas grzania i oziębiania, fizykochemiczne i mechaniczne właściwości, aktywność elementów w stosunku do tlenu, węgla i innych pierwiastków. 13przegląd spawalnictwa 7/2013 rys. 2. poziomy spawalności: dostateczna (wszystkie eksploatacyjne wymagania spełnione); niedostateczna (chociażby 1 wymóg niespełniony); dobra; zadowalająca (zmienić warunki spawania); ograniczona (zmienić sposób spawania); zła (nie ma możliwości osiągnięcia pozytywnego wyniku) i . 2. weldability levels: acceptable (all service requirements has satisfied); non acceptable (even 1 service requirements has not satisfied); good; compatable (to change the welding sircumstances); limited (to change the welding methods); bad (no possibility toachive the positive results) przy zwyczajnym spawaniu stali niskostopowej pęknięcia zaczynają powstawać przy н.с.s. > 4 [21]. do sposobów zmniejszenia ryzyka tworzenia się pęknięć gorących zalicza się takie metody, jak: obniżenie zawartości siarki, fosforu, węgla, podwyższenie zawartości mn, stosowanie stali austenitycznych, stworzenie możliwości powstania pierwotnej struktury ferrytycznej. zimne pęknięcia najczęściej powstają wskutek hartowania stali, przy szybkim oziębieniu i nasycaniu metalu spoiny i strefy wpływu ciepła wodorem. pęknięcia te z reguły pojawiają się po pewnym czasie po spawaniu lub napawaniu i rozwijają się w ciągu kilku godzin albo nawet doby. wśród metod oceny skłonności metalu do pojawienia się pęknięć zimnych najczęściej wykorzystuje się równoważnik węgla, z którego można korzystać jak ze wskaźnika charakteryzującego spawalność stali. do oceny skłonności stali do tworzenia pęknięć zimnych olson i cohen [22] założyli wykorzystywanie szeregu wskaźników. równoważnik węgla, zaproponowany przez międzynarodowy instytut spawalnictwa [23], który wykorzystuje się dla stali niskostopowych zawierających nie więcej niż 0,18% (mas.) węgla, lub gdy czas oziębienia w przedziale temperatury 800÷500ºс nie przekracza 12 s., wynosi: сe = %c+%mn/6+(%ni+%cu)/15+(%cr+%mo+%v)/5 ito bessyo [24] dla stali o zawartości poniżej 0,22% (mas.) węgla i w przy szybkim oziębianiu (czas oziębienia w przedziale temperatury 800÷500ºc poniżej 6 s.) zaproponowali wykorzystanie wskaźnika рcm: рcm = %с+%si/30+(%mn+%cu+%сr)/20+ +%ni/60+%mo/15+%v/10+5%b często wykorzystuje się inną postać wzoru (3): ce = %с+%si/25+(%mn+%cu)/20+%cr/10+ +%ni/40+%mo/15+%v/10 yurioka, ohsita i tamehiro [25] dla stali o zawartości do 0,25% (mas.) węgla zaproponowali korzystanie ze wskaźnika równoważnika węgla określonego wzorem: ce=%c+a(%c)•(%si/24+%mn/6+%cu/15+%ni/20)+ +(%cr+%mo+ %nb+%v)/5+5%b gdzie: a(%c)=0,75+0,25 th(20(%c–0,12)). wzór (5) łatwo przekształca się na wzory (2÷4), ponieważ parametr a istotnie zależy od zawartości węgla w stali. należy również zaznaczyć, że tworzenie hartowniczych mikrostruktur i związanych z nimi pęknięć zimnych zależy od szybkości oziębienia metalu spoiny i strefy wokół niej, na którą wpływają cieplne parametry spawania (dostarczenie ciepła, początkowa temperatura) i konstrukcyjne właściwości połączenia (kształt, grubość). przy spawaniu stali z wysokim równoważnikiem węgla, wraz ze wzrostem szybkości oziębienia prawdopodobieństwo tworzenia hartowniczych mikrostruktur zwiększa się, co znajduje odzwierciedlenie w równomiernym wzroście maksymalnej twardości w swc. ograniczenie maksymalnej twardości określoną krytyczną wartością może służyć jako korzystne kryterium do wyboru stali i warunków jej stosowania. przykładowo, w japońskich normach z 70. lat xx. w. na stal na konstrukcje spawane, oprócz ograniczeń węgla, wprowadzono ograniczenie maksymalnej twardości w swc, która nie może przekraczać 350 hv. (2) (3) (4) (5) (1) w związku z tym, że parametrów, które charakteryzują materiał podstawowy i dodatkowy jest bardzo dużo, to spawalność przedstawia kompleksową charakterystykę, która wyklucza podatność metalu na utlenianie i tworzenie porowatości, zapewnia odpowiednie właściwości połączenia spawanego zgodnie z wymogami właściwości eksploatacyjnych, reakcję na cykle termiczne, odporność na pękanie zimne i gorące itp. z przedstawionych parametrów najbardziej znacząca przy spawaniu i napawaniu węglowych i niskostopowych stali jest odporność na tworzenie pęknięć. spawalność musi uwzględniać odporność metalu spoiny na tworzenie pęknięć gorących, zimnych i lamelarnych oraz pęknięć na skutek ponownego ogrzania. gorące pęknięcia najczęściej powstają przy osłabieniu plastyczności metalu przez pojawienie się w strukturze łatwo topliwych kruchych eutektyk, defektów krystalicznej budowy, naprężeń wewnętrznych i obciążeń zewnętrznych. wilkinson [20] zaproponował, by dla węglowych i niskostopowych stali wykorzystać wskaźnik h.c.s. (hot cracking susceptibility) skłonności stali do tworzenia pęknięć gorących: h.c.s. = %c.(%s+%p+%si/25+ni/100).103 3%mn+%cr+%mo+%v 14 przegląd spawalnictwa 7/2013 klasyfikację stali wg spawalności przedstawiono w tablicy i. do pierwszej grupy zaliczane są najbardziej rozpowszechnione gatunki stali niskowęglowych (сe ≤ 0,2), które mogą być spawane wg tradycyjnej technologii, tzn. bez podgrzewania wstępnego i w trakcie spawania, a także bez późniejszej obróbki cieplnej. zalecenia wskazują, że: – odlewane detale z dużą objętością napawanego metalu zaleca się spawać z pośrednią obróbką cieplną; – dla konstrukcji, pracujących w warunkach statycznych obciążeń, obróbka cieplna po spawaniu nie jest wymagana; – dla odpowiedzialnych konstrukcji, pracujących przy dynamicznych obciążeniach czy w wysokiej temperaturze, zaleca się obróbkę cieplną. do drugiej grupy zaliczane są stale węglowe i stopowane (сe =0,2÷0,35), przy spawaniu których w normalnych warunkach produkcji nie występują zimne pęknięcia. stal w tej grupie stali należy w celu uniknięcia pęknięć zimnych podgrzewać wstępnie, a także poddawać późniejszej obróbce cieplnej po spawaniu. warunki prowadzenia obróbki cieplnej są różne i uzależnione od gatunku stali i konstrukcji detalu. na przykład dla stali 30l w stanie lanym obróbka jest obowiązkowa jest to wyżarzanie. detale maszyn z odlewów, niemających ostrych krawędzi, można spawać w stanie po obróbce cieplnej (hartowanie). spawanie przy temperaturze otoczenia poniżej 0°c nie jest zalecane. spawanie detali z dużą objętością napawanego metalu zaleca się wykonywać z pośrednią obróbką cieplną (wyżarzanie lub wysokie odpuszczanie). w przypadku, gdy nie jest możliwe późniejsze odpuszczanie, spawane detale poddawane są miejscowemu grzaniu. obróbka cieplna po spawaniu jest różna dla różnych gatunków stali. przy zaspawaniu drobnych defektów stali o zawartości węgla powyżej 0,35%, do poprawy właściwości mechanicznych i obrabialności potrzebna jest obróbka cieplna (wyżarzanie lub wysokie odpuszczanie). do trzeciej grupy (сe =0,35÷0,45) zaliczane są stale węglowe i stopowane o strukturze perlitycznej, skłonne w zwyczajnych warunkach spawania do pęknięć zimnych. spawalność stali tej grupy zabezpiecza się przy użyciu specjalnych technologicznych przedsięwzięć, grupa stali spawalność równoważnik węgla wg wzoru (2) се, % stosowane podejścia technologiczne podgrzanie obróbka cieplna przed spawaniem podczas spawania przed spawaniem po spawaniu 1 dobra < 0,2 pożądana 2 zadowalająca 0,2÷0,35 potrzebne pożądana potrzebna 3 ograniczona 0,35÷0,45 potrzebne pożądane potrzebna potrzebna 4 zła > 0,45 potrzebne potrzebne potrzebna potrzebna tablica i. klasyfikacja stali wg spawalności table i. classifications of steels due to weldability polegających na obróbce cieplnej przed spawaniem i podgrzewaniu wstępnemu. poza tym, większość wyrobów z tej grupy stali poddaje się obróbce cieplnej po spawaniu. dla detali – odlewów i odkuwek – nie mających zwłaszcza ostrych krawędzi i złożonych węzłów, dopuszcza się spawanie w stanie po obróbce cieplnej (hartowanie i odpuszczanie). bez podgrzewania wstępnego takie stale można spawać w przypadkach, kiedy połączenia nie mają ostrych krawędzi, grubość ścianki wynosi poniżej 14 mm, temperatura otoczenia powyżej +5°c oraz złącza spawane mają charakter pomocniczy. we wszystkich innych przypadkach temperatura podgrzewania towarzysząca spawaniu czy napawaniu zależy od typu spawanego materiału i waha się średnio od 250 do 400°c [26]. do czwartej grupy (сe≥0,45) zaliczane są perlityczne stale węglowe i stopowane (trudno spawalne, skłonne do pęknięć). przy spawaniu tej grupy stali z użyciem tradycyjnych technologii nie zawsze osiąga się konieczne właściwości eksploatacyjne połączeń spawanych. te stale charakteryzują się ograniczoną spawalnością i wymagają prowadzenia obróbki cieplnej, z podgrzewaniem w czasie spawania i późniejszą obróbką cieplną. jeśli ocena spawalności wg wskaźnika ekwiwalentu węgla wskazuje na skłonność stali do pojawienia się pęknięć zimnych, to należy przewidzieć podgrzewanie wstępne spawanych detali. temperatura podgrzewania wstępnego może być określona zgodnie z formułą seferiana [27], która pozwala obliczyć temperaturę podgrzewania wstępnego połączenia spawanego w celu uniknięcia pęknięć zimnych: t = 350 √ [ ceog]-0,25 gdzie: [сеog’] – ogólny równoważnik węgla; [сeog] = [ce]c + [ce]s, [ce]c – równoważnik węgla, który zależy od składu chemicznego metalu, obliczonego zgodnie z jednym ze wzorów (2÷5); [ce]s – równoważnik węgla, zależny od grubości metalu, obliczony wg wzoru: [ce]s =0,005 δ [cе]c, gdzie: δ – grubość metalu spawanego elementu, mm. jeśli wziąć pod uwagę wpływ takiego ważnego czynnika jak koncentracja wodoru w metalu spoiny [28], to temperatura poprzedniego podgrzewania musi wzrosnąć (6) 15przegląd spawalnictwa 7/2013 jeszcze o 30÷50°c [27]. spawanie takich wielkogabarytowych wyrobów jak konstrukcje kadłubowe, podstawy platform wiertniczych, rury dużej średnicy, z taką temperaturą podgrzewania jest niemożliwie, a wyrób o mniejszych gabarytach odpowiednio do takiej technologii może zwiększyć energoi pracochłonność o ok. 40%. zmniejszenie koncentracji wodoru dyfundującego w napawanym metalu osiąga się przez poprawę ochrony jeziorka spawalniczego od strony lica, dokładne przygotowanie powierzchni przed napawaniem, wyżarzanie materiału elektrody. przy analizie spawalności nie można pominąć faktu, że na skutek działania wysokiej temperatury generowane są odkształcenia cieplne. więc, przed opracowaniem technologii spawania czy napawania, trzeba wyznaczyć spawalność metalu rodzimego, metalu elektrody i metalu spoiny, prawdopodobieństwo pojawienia się pęknięć odkształcenie spoiny i przedsięwziąć konieczne kroki w celu zmniejszenia czy uniknięcia niepożądanych zjawisk. pęknięcia lamelarne pojawiają się w złączach teowych. przyczynami ich tworzenia są siarczki i krzemiany zlokalizowane w granicach ziaren, a wynikają one z niskiej jakości stali i wysokich naprężeń wewnętrznych, które powstają wskutek braku technologiczności konstrukcji. pęknięcia wynikające z powtórnego grzania powstają w obróbce cieplnej i ich powstanie jest związane z spadkiem plastyczności przegrzanego metalu przy ponownym grzaniu do 500÷600ºс. przyczyną obniżenia plastyczności przegrzanego metalu może być zwiększenie energii granic ziarna pierwotnego powierzchniowo aktywnymi pierwiastkami. w niektórych pracach podkreśla się wpływ sposobu odtleniania i zawartości mikrostopowych pierwiastków. wyniki badań w tym kierunku są bardzo skomplikowane i często sprzeczne. na przykład, znikome zwiększenie zawartości miedzi i antymonu (sb) okazało się niesprzyjające, a cyny – sprzyjające. przy czym, co ciekawe, odtlenianie aluminium przy jego podwyższonej zawartości do 0,035% wywiera niesprzyjający wpływ, podczas gdy odtlenianie tytanem – sprzyjający. zwiększenie zawartości р + сu + sn + pb + аs z 0,5 do 1,3%, a także rozmiaru ziarna, zwiększa skłonność materiału do tworzenia pęknięć gorących [29]. badacze wskazują, że wpływ wanadu i chromu w stalach niskostopowych, w ilości do 2%, jest niesprzyjający. o wpływie niklu i molibdenu nie ma jednoznacznej opinii, chociaż uważa się, że jest on w zasadzie korzystny. dostępna jest wiedza o mechanizmie występowania kruchości wtórnej związanej z procesami segregacji na granicach ziaren szkodliwych domieszek (p, sn, sb, as) i, wskutek obniżenia kohezyjnej wytrzymałości granic ziaren, przemianą mechanizmu pękania z transkrystalicznego na międzykrystaliczny. przy czym odnotowuje się bardziej negatywny wpływ kruchości wtórnej na skutek oddziaływania szkodliwych domieszek pierwiastków w swc, aniżeli w metalu podstawowym, na skutek zwiększenia rozmiaru ziarna austenitu i drastycznego zmniejszenia w wyniku tego powierzchni granic ziaren. negatywny wpływ pierwiastków stopowych wzrasta wraz ze zwiększeniem w spoinie ilości manganu i krzemu. warunek uniknięcia kruchości wtórnej określa się czynnikiem watanabe [29]: i = (mn+si)(p+sn) • 104 ≤ 200 % (7) współczynnik bruskato [30] zaproponowany do oceny kruchości wtórnej metalu spoiny: x = (10p+5sb+4sn+as)•100 ≤ 25 (8) nakamura, a później ito [29] przeprowadzili próby dla niskostopowej stali z maksymalną zawartością chromu do 1,5%, które umożliwiły powstanie równania do oceny wpływu składu chemicznego stali na skłonność do tworzenia pęknięć rekrystalizacyjnych. parametr oceny skłonności do tworzenia pęknięć δg zgodnie z nakamurą [29] ma postać: δg = cr+3,3mo+8,1v+10c-2 (9) ito [29] zaproponował swoje równanie licząc wpływ pierwiastków mikrostopowych na kruchość (psr): psr = cr+cu+2mo+10v+7nb-5ti-2 (10) jeśli δg lub psr > 2 to materiały te wykazują skłonność do pęknięć kruchych. przy ocenie spawalności rola składu chemicznego stali jest dominująca. według tego wskaźnika w pierwszym przybliżeniu przeprowadza się ocenę spawalności. węgiel (с) – jedna z najważniejszych domieszek, decydująca o wytrzymałości, plastyczności, hartowności i innych właściwościach stali. zawartość węgla w stali do 0,25% nie obniża spawalności. większa zawartość c doprowadza do tworzenia hartowniczych struktur w metalu swc i pojawienia się pęknięć [31]. siarka (s) i fosfor (p) – szkodliwe domieszki. podwyższona zawartość siarki doprowadza do tworzenia gorących pęknięć, a fosforu – pęknięć zimnych. zatem ilość siarki i fosforu w stalach niskostopowych ogranicza się do 0,03÷0,05% [31]. krzem (si) jest obecny w stali jako domieszka w ilości do 0,3% – odtleniacz. przy takiej ilości krzemu spawalność stali nie pogarsza się. przy ilości 0,5÷1,0% krzemu (zwłaszcza powyżej 1,2%) jest możliwe tworzenie tlenków krzemu, pogarszających spawalność stali [31]. mangan (mn) przy zawartości do 1,0% nie pogarsza procesu spawania. przy spawaniu stali z zawartością manganu w ilości 1,8÷2,5% jest możliwe pojawienie hartowniczych struktur i pęknięć w metalu swc [31]. chrom (cr) w stalach niskowęglowych pełni funkcję domieszki w ilości do 0,3%. w stalach niskostopowych jego zawartość wzrasta do 0,7÷3,5%. 16 przegląd spawalnictwa 7/2013 podsumowanie możliwe jest zgodzenie się z pracami [6÷8] i rozumienie pod terminem spawalność – właściwości materiałów niezbędnych do tworzenia nierozłącznego połączenia o wysokiej jakości, o zbliżonych właściwościach fizykochemicznych do materiału rodzimego, co pozwala tworzyć konstrukcje do odpowiedzialnego przeznaczenia. można przy tym oceniać spawalność każdego materiału i dobierać sposób spawania z uwzględnieniem już opracowanych i omówionych w przeglądzie kryteriów, poza tym w każdym konkretnym przypadku można warunkować wymogi konieczne do uzyskania połączenia spawanego. w stalach stopowych zawartość waha się od 12% do 18%, a w wysokostopowych osiąga 35%. przy spawaniu chrom tworzy węgliki, pogarszające odporność korozyjną stali. chrom sprzyja tworzeniu trudnotopliwych tlenków, co utrudnia proces spawania [31]. nikiel (ni), analogicznie jak chrom, występuje w stalach niskowęglowych w ilości do 0,3%. w stalach niskostopowych jego zawartość rośnie do 5%, a w wysokostopowych – do 35%. w stopach na osnowie niklu jego zawartość jest przeważająca. nikiel zwiększa właściwości wytrzymałościowe i plastyczne stali, wywiera pozytywny wpływ na spawalność [31]. wanad (v) w stalach stopowych mieści się w ilości 0,2÷0,8%. podwyższa ciągliwość i plastyczność stali, polepsza jej strukturę [31]. molibden (мо) w stali ogranicza się do 0,8%. przy takiej zawartości pozytywnie wpływa na właściwości wytrzymałościowe stali i rozdrabnia jej strukturę. jednak przy spawaniu wypala się i sprzyja tworzeniu pęknięć w metalu napawanym [31]. tytan i niob (ti i nb) w stalach odpornych na korozję i żarowytrzymałych pojawiają się w ilości do 1%. obniżają podatność stali na korozję międzykrystaliczną, ale niob w stali typu 18-8 sprzyja tworzeniu się pęknięć gorących [31]. miedź (сu) występuje w stali jako domieszka (w ilości do 0,3% włącznie), jako dodatkowy pierwiastek w stalach niskostopowych od 0,15 do 0,5% i jako element stopowy do 0,8÷1,0%. podwyższa korozyjne właściwości stali, nie pogarszając spawalności [31]. ocena spawalności połączeń spawanych z punktu widzenia skłonności do tworzenia pęknięć zimnych nie może być przeprowadzana bez uwzględnienia wpływu wodoru. na podstawie analizy działania wszystkich trzech głównych czynników (skład chemiczny, gazonasycenie, złożoność konstrukcji), sprzyjających tworzeniu pęknięć zimnych, przyjęto kryterium oceny podatności stali na tworzenie podobnych pęknięć – kryterium tworzenia pęknięć (pс) pc = pcm + h/60 + k/4000 (11) gdzie: рсm – współczynnik, charakteryzujący pękanie wskutek zmian struktury i obliczany wg równania ito – bessyo (3); h – ilość wodoru dyfuzyjnego w metalu spoiny; k – współczynnik intensywności złożoności spoiny, obliczony według formuły do = k0∙δ, gdzie k0 – współczynnik, który określa się siłą przemieszczenia skraju połączenia na 1 mm, odniesiony do jednostki grubości lica i długości spoiny; δ – grubość lica, mm. wartość współczynnika k0 może być obliczona lub wyznaczona eksperymentalnie [33] i wynosi 20÷400 kgs/(mm2.mm), przy czym dla próby tekken zakłada się 69 kgs/(mm2.mm) [33, 34]. na tworzenie pęknięć zimnych zauważalny wpływ ma działanie naprężeń rozciągających pozostałych po zakończeniu spawania. naprężenia zależą od grubości połączenia spawanego, typu spawalniczego węzła, a zwłaszcza od złożoności spawanej części konstrukcji. wartość naprężeń może być wyrażona za pomocą współczynnika intensywności złożoności k, przedstawionego wcześniej. liczne badania pokazały, że stal jest podatna na tworzenie pęknięć zimnych, jeśli pс > 0,286. z przeprowadzonej analizy literatury wynika, że do tej pory nie wypracowano jednego zdania odnośnie do terminu spawalność i kryteriów jej oceny. trzeba zaznaczyć, że najpełniejszą systematyzację i analizę pojęcia spawalność różnych autorów i dokumentów przeprowadził juszczenko [7, 8]. równania na spawalność w większości wypadków zastępowane są wzorami na skłonność do tworzenia pęknięć. zatem termin spawalność zamienia się innym słabo określonym terminem. logika takiego podejścia do spawalności wymaga oceny parametrami, które charakteryzują naruszenie spójności połączenia spawanego (granicą wytrzymałości, plastyczności, pracą zarodkowania i rozprzestrzeniania się pęknięć, współczynnikiem intensywności naprężeń, krytycznym otwarciem pęknięcia), a nie parametrami stopowania złącza spawanego (ekwiwalent węgla). z innej strony, przez ogromną różnorodność rodzajów i metod spawania, dosyć problematyczna jest lokalizacja pękania właśnie w strefie spawania, żeby charakteryzowało właściwości połączenia spawanego w całości, a nie jego oddzielnych stref – metalu spoiny, linii spawania, strefy wpływu ciepła. do dzisiejszych czasów wypracowano pewne zakresy parametrów i kryteria oceny, ale nie został stworzony fizyczny i matematyczny model, umożliwiający analityczną ocenę spawalności. wynika to ze złożoności procesu, dużej ilości wewnętrznych i zewnętrznych czynników oraz wąskiej analizy procesu przez naukowców. w trakcie analizy danych literaturowych powstaje wrażenie, że nie należy oczekiwać stworzenia ogólnej numerycznej, matematycznej interpretacji spawalności. różnorodność materiałów, które poddawane są spawaniu, i procesów spawania, kardynalnie różniących się od siebie pod względem właściwości fizycznych, budzi wątpliwości odnośnie pojawienia się ogólnych kryteriów numerycznych. 17przegląd spawalnictwa 7/2013 literatura [1] iso 581:1980 weldability – definition. general information. [2] bs 499-1:2009 welding terms and symbols. glossary for welding, brazing and thermal cutting. [3] din 8528-1. spawalność metali. definicje. [4] rosyjska norma państwowa gost 29273-92 (iso 581-80). spawalność. definicje. moskwa: 1999. [5] ukraińska norma państwową dstu 3761.1-98. spawanie i pokrewne procesy. cz. 1. spawalność. definicje.wprowadz.: 01.07.99. kijów, 1999, s.2. [6] hriwniak i.: spawalność stali. moskwa: maszynostrojenie,1984, s.216. [7] weldability of materials, k.a. yushchenko et al. – kyiv: e.o. paton electric welding institute, ukraine. iiw-doc.vi-84207. [8] yushchenko k.a, derlomenko w.w.: analiza nowoczesnych podejść do spawalności. automatic welding, 2005, n, s.9-13. [9] spawalność pol spokojnych stali / pod redakcją. а. je. asnisа. kijow: ies im. je.o. patona, 1976, s.344. [10] szorszorow м. h., czernyszowa t.a., krasowskii a.i:. wypróbowania metali na spawalność. moskwa: metallurgia, 1972, s.240. [11] musijaczenk w.f., michoduj l.i.:lukowe spawanie wysoko wytrzymałościowych stopowanych stali. – moskwa: mashynostrojenije, 1987, s.79. [12] herold х.:nowe aspekty w badaniach spawalności – osnowa dla technologii i gwarantowania jakości procesu spawania // automatic welding, 2008, n11, s.143-150. [13] babenko e.g, kazanowa n.p.: obliczenia reżymów spawania elektrycznego i napawania// kpi, katedra “technologia metali”, 1999. [14] http://www.xiron.ru/content/view/21389/28/ [15] mazel a.g. nowoczesne sposoby spawania rurociągów stopieniem, k. 1979, 256c. [16] http://metalloved.com/spravochnik/svarochnye_raboty/fizicheskaya_svarivaemost/. [17] pod red. ju p.solncewa, metale i stopu. roz. 4. właściwości technologiczne. poradnik, npo «profesional», sankt-peterburg, 2003, s.1076 [18] pod redakcja w.w. stepanowa, poradnik spawalnika., faktory technologiczne, które wpływają na spawalność.moskwa: mashynostrojenije, 1975, s.520 [19] porad. wyd./ pod red. e.l makarowa; spawanie i spawane materiały: w 3-h t. t. 1. spawalność materiałów, moskwa: metallurgia, 1991, s.528 [20] e.g. babenko, n.p. kazanowa. obliczenia reżymów spawania elektrycznego i napawania// poradnik metodyczny, 1999, 200 s. [21] hasui а., morigaki о., napawanie i natryskiwanie/ tłumaczenie w.n. popowa; pod red. w.s. stepina, i. g. szesterkina. – moskwa: mashynostrojenije, 1985, s.240 [22] g.b. olson, m. cohen, a general mechanism of martensitic nucleation: parts i, ii and iii, metallurgical transactions a, 7a (1976) 1897-1923. [23] iiwdoc.ix-535-67, 1967. [24] ito i., bessyok.: iiwdoc. ix-576-68, 1967 . [25] yurioka n., ohsita s., tamehiro p. : pipe-line welding in the 80s. awra symp. march 1981, 1. [26] grabin w.f., golowko w.w., solomijszuk t.g., honczarenko e.i., kostin w.а. analiza skladu strukturalnego metalu spoin, wykonanych drotami spawalniczymi ferytyczno-perlitycznymi// automatic welding, 2003, n8, s.18-23. [27] d. seferian. metalurgia spawania . – moskwa: metallurgia, 1963, s.338 [28] i.hriwniak, f. macuda. metalofizyczne badania martenzytyczno-austenitycznej składowej metalu strefy wpływu ciepła wysoko wytrzumalych nisko stopowych stali // automatic welding, 1999n 3, s.22-30. [29] http://ruswelding.com/treschiny_povtornogo_nagreva.html [30] lifszic l.s, hakimow a.n., metaloznawstwo spawania i obróbka cieplna złącz spawanych. — 2-gie wydanie, przerobione. — moskwa: mashynostrojenije, 1989, s.336. [31] http://weldzone.info/technology/manual-arc-welding/251kons6 [32] w.w. kwasnickii. teoria procesów spawania. badanie fizykochemicznych i metalurgicznych procesów i zdolności metali do spawania. poradnik szkoleniowy. –mikolajow: udmtu, 2002, s. 184 [33] spanie w budownictwie maszyn: poradnik w 4 t. moskwa: mashynostrojenije, 1978. –t.1. s. 504, 1979. t.3, 567 s. [34] w.i. makhnenko. komputerowe modelowanie procesów spawania // nowoczesne materiale znawstwo ххi wieku. –kijow: naukowa dumka думка, 1998, s.108-124. imię i nazwisko kontakt do osoby zamawiającej: adres nip amawiam ksi żk plany spawania teoria i praktyka w redakc i prze l d s awalnictwa w ilo ci .... e z. cena 1 egzemplarza książki jacka słani: plany s awania teoria i raktyka 80 zł (w tym 5% vat) r r r r r r a cja prze l d s awalnictwa a si p ul. świętokrzyska 14a, 00-050 warszawa tel./fax: 22 827 25 42, 22 336 14 79 e-mail: pspaw@ps.pl łaty należy dokona na rac unek bankowy bank bph s.a. oddział w warszawie 45 1060 0076 0000 3200 0043 1836 podpis firma n n n oświadczam, że jestem podatnikiem vat i upoważniam firmę do wystawienia faktury bez podpisu 201310_pspaw_fg98.pdf 39przegląd spawalnictwa 10/2013 przemysław jamrozik maria sozańska jerzy pasternak właściwości mechaniczne złączy spawanych ze stali sanicro 25 oraz stopu hr6w mechanical properties of sanicro 25 steel   and hr6w alloy welded joints inż p zemy ław am ozik d a inż a ia soza ka – politechnika śląska, katowice, d inż e zy pa te nak – rafako, racibórz. a t a t the materials used in the power industry must meet certain requirements, which include primarily high resistance to creep and fatigue, heat resistance in an exhaust gas and oxidation resistance in water vapour, adequate ductility and microstructural stability during long-term use. in the energy industry, depending on the purpose of the element are various types of steels and alloys. subject of research was to evaluate the mechanical properties of homogeneous and heterogeneous welded joints in sanicro 25 steel and hr6w alloy designed for use on steam superheater coils in modern its energy units. static tensile test was carried out at room and elevated temperatures (700ºc and 750ºc) and the impact tests at room temperature. investigated creep strength of welded joints at elevated temperatures (700°c) and hardness distribution after prolonged an annealing at 700°c st e z zenie materiały wykorzystywane w energetyce muszą spełniać określone wymagania, do których należy zaliczyć przede wszystkim wysoką wytrzymałość na pełzanie i zmęczenie, żaroodporność w środowisku spalin i odporność na utlenianie w parze wodnej, odpowiednią ciągliwość oraz stabilność mikrostruktury podczas długotrwałej eksploatacji. w przemyśle energetycznym, w zależności od przeznaczenia danego elementu, stosuje się różne gatunki stali i stopów. przedmiotem badań była ocena właściwości mechanicznych jednorodnych i niejednorodnych złączy spawanych ze stali sanicro 25 oraz stopu hr6w przeznaczonych do zastosowania na wężownice przegrzewaczy pary w nowoczesnych blokach energetycznych. przeprowadzono statyczną próbę rozciągania w temperaturze pokojowej oraz podwyższonej (700ºc i 750ºc) i próby udarnościowe w temperaturze pokojowej. badano wytrzymałość na pełzanie złączy spawanych w podwyższonej temperaturze (700ºc) oraz rozkład twardości po długotrwałym wyżarzaniu w temperaturze 700ºc. t w świetle europejskich uwarunkowań prawnych, krajowych zasobów węgla brunatnego i kamiennego, dekapitalizacji licznych bloków, a także bezpieczeństwa energetycznego kraju, realne kierunki rozwoju polskiej elektroenergetyki w okresie najbliższych 10 lat to: modernizacja starych i budowa nowoczesnych bloków energetycznych o parametrach pary – temperatury i ciśnienia – znacznie wyższych od 540°c i 18 mpa zapewniających sprawność powyżej 40% netto [1, 2]. w części kotłowej bloku energetycznego kluczowymi elementami konstrukcyjnymi są: – ściany szczelne (membranowe) komory paleniskowej wykonane z cienkościennych rurek, – nieogrzewane spalinami grubościenne rury pary świeżej i komory, – ogrzewane spalinami wężownice przegrzewaczy pary świeżej i przegrzewaczy w części wtórnej. termin parametry nadkrytyczne odnosi się do bloków energetycznych eksploatowanych w warunkach pary o temperaturze 565÷620°c i ciśnieniu do 30 mpa oraz docelowo ultranadkrytycznych (usc), tj. 650÷720°c/30÷35 mpa o sprawności 45÷50% netto. realizowany projekt sp/e1/67484/10 obejmuje m.in. projekt kotła 50+ na parametry pary 650ºc [3]. 40 przegląd spawalnictwa 10/2013 c a akte y tyka adany mate iał w sanicro 25 (x7nicrwcuconbnb25–23–3–3–2) to wysokostopowa stal austenityczna zaprojektowana dla nowej generacji kotłów energetycznych na parametry pracy nadkrytyczne i ultranadkrytyczne. jest stosowana na elementy konstrukcyjne pracujące w temperaturze do 700÷750ºc. stal sanicro 25 charakteryzuje się bardzo wysoką wytrzymałością na pełzanie, stabilnością mikrostruktury w podwyższonej temperaturze, wysoką odpornością na utlenianie w parze wodnej oraz żaroodpornością w spalinach. wysoka zawartość chromu zapewnia jej dużą odporność na utlenianie w atmosferze pary oraz odporność na hot corrosion. stop hr6w (23cr–45ni–7w) został opracowany w japonii pod koniec lat 80. jako materiał do produkcji wysokowytrzymałych rur do budowy kotłów usc o temperaturze pary powyżej 650ºc. wytrzymałość na pełzanie oraz stabilność mikrostruktury w podwyższonej temperaturze stopu hr6w jest porównywalna z nadstopem niklu alloy617 i jest efektem silnego umocnienia roztworowego w wyniku dodatku wolframu i azotu oraz umocnienia wydzieleniowego wskutek powstawania faz lavesa, węglików m23c6 oraz azotków nbcrn. wysoka zawartość chromu zapewnia dużą odporność na utlenianie w atmosferze pary oraz odporność na hot corrosion [4]. materiały te z punktu widzenia zarówno technologicznego, jak i długotrwałej eksploatacji w wysokiej temperaturze nie są w pełni poznane. realizacja projektu ma charakter wyprzedzający, pozwalający na zdobycie odpowiedniej wiedzy i własnego technologicznego know-how pod kątem planowanej w kraju budowy nowoczesnych bloków nadkrytycznych. zwiększenie temperatury pracy kotłów energetycznych, przy jednoczesnym stosowaniu materiałów o wysokiej odporności na pełzanie, pozwala zwiększyć wydajność produkcji energii oraz obniżyć poziom emisji co2 do atmosfery. rozwój technologii energetycznych jest możliwy jedynie wraz z rozwojem materiałów i technologii spawania spełniających podwyższone wymagania odpowiednich właściwości użytkowych [5]. materiał do badań stanowiły rury ø45 x 8,8 mm spawane ręcznie 141 gtaw oraz automatycznie 141 aut na wężownice przegrzewaczy pary. realizowane badania mają na celu dobór metody i parametrów spawania oraz opracowanie charakterystyk właściwości mechanicznych badanych materiałów w podwyższonej temperaturze do zastosowania w nowoczesnych blokach energetycznych. skład chemiczny stali sanicro 25 oraz stopu hr6w przedstawiono w tablicy i. te no o ia awania próby spawania wykonano w dwóch etapach. w i etapie badań spawalności wykonano eksperymentalne złącza doczołowe spawane automatycznie oraz ręcznie, natomiast w ii etapie skorygowano warunki spawania z uwagi na nie w pełni zadowalającą jakość złączy wykonanych wcześniej. eksperymentalne złącza wykonano metodą spawania 141 aut oraz metodą spawania ręcznego 141 gtaw. przebieg spawania metodą 141aut rur ze stopu hr6w i stali sanicro 25 z charakterystycznymi elementami oraz kolejność układania ściegów przedstawiono na rysunku 1. spawanie metodą 141 aut przeprowadzono w osłonie argonu 1, na automacie spawalniczym firmy polysoude typ ps406. stanowisko spawalnicze zapewnia obrót spawanej rury – pozycja spawania pa/pg. spawanie wykonano z zastosowaniem drutu thermanit 617 o średnicy 0,8 mm. średnie natężenie prądu spawania wynosiło 110 a. liczba przejść, ściegów – do 8. maksymalna temperatura międzyściegowa nie przekraczała 140ºc [7]. kolejne badanie technologii spawania obejmowało metodę 141 gtaw. spawanie wykonano w osłonie argonu 1, z zastosowaniem drutu thermanit 617 o średnicy 2,0 mm, ręcznie w pozycjach pc i pf, zgodnie z rysunkiem 2. średnie natężenie prądu dla warstwy graniowej wynosiło 120 a, dla warstw wypełniających 130 a. liczba przejść, ściegów: 3, 4. maksymalna temperatura międzyściegowa nie przekraczała 140ºc. ta i a i nominalny skład chemiczny badanych materiałów % mas [6] ta e i nominal chemical composition, mass %. gatunek nominalny skład chemiczny, % mas. c cr ni w mn co cu nb si ti n s1/p2 fe sanicro 25 0,1 22,5 25,0 3,6 0,5 1,5 3,0 0,5 0,2 – 0,23 0,011 reszta hr6w 0,1 23,5 45,0 7,0 1,5 – – 0,35 1,0 0,2 – 0,0151 /0,032 reszta 41przegląd spawalnictwa 10/2013 adania mik o t kt y ek e ymenta ny zł zy awany sto r6 badania metalograficzne zostały przygotowane i wykonane wg en 1321. próbki wytrawiono po jednej stronie, tak by wyraźnie była widoczna linia wtopienia (swc) z ułożeniem ściegów. badania mikroskopowe obejmowały materiał podstawowy, swc oraz spoinę. charakterystyczne obrazy struktur przedstawiono na rysunku 3. na podstawie wyników badań pierwszej serii złączy dokonano drobnych, ale istotnych modyfikacji technologicznych związanych z przygotowaniem rur przez ponowne przesycanie i korektę warunków spawania(opisane w akapicie technologia spawania). druga seria złączy spawanych ręcznie oraz automatycznie zapewniła w pełni zadowalającą jakość złączy oraz ich makroi mikrostrukturę. charakterystyczne obrazy struktury złącza przedstawiono na rysunku 3. sta sani o 25 wysoka zawartość chromu i wolframu sprzyja tworzeniu się fazy δ w strukturze stopu. z tego powodu zawartość niklu została zwiększona do 25% wag. wraz z dość dużą zawartością azotu. z tych samych powodów zawartość molibdenu i krzemu powinna być stosunkowo niska. badania mikroskopowe prowadzono przy użyciu mikroskopu świetlnego (lm) oraz skaningowego mikroskopu elektronowego (sem). obserwacje wykazały, że ry 1 przygotowanie elementów do spawania oraz kolejność spawania dla metody 141 aut i 1 preparation of components for welding and welding sequence for the 141 aut method. ry 2 przygotowanie elementów do spawania oraz sekwencja spawania dla metody 141 gtaw i 2 preparation of components for welding, and welding sequence for the 141 gtaw method. ry 3 struktura złącza spawanego ze stopu hr6w: a) makrostruktura złącza spawanego ze stopu hr6w, b) mikrostruktura mr. austenit z licznymi wydzieleniami faz wtórnych, pow. 100x, c) mikrostruktura w strefie wtopienia, pow. 500x, d) mikrostruktura spoiny z siatką wydzieleń na granicach dendrytów, pow. 500x i 3 the macroand microtructure of welded joint hr6w alloy: a) weld macrostructure, b) bm microstructure with visible austenite grains with numerous precipitates of secondary phases, c) microstructure of the fusion zone haz, d) microstructure of the weld mesh precipitates the limits of dendrites a) ) ) d) próbki w stanie początkowym (bez obróbki) zawierają wydzielenia bogate w niob, dodatkowo wzbogacone chromem. w mikrostrukturze próbek starzonych stwierdzono niewielkie iglaste wydzielenia m23c6, zarówno wewnątrz ziaren, jak i na ich granicach. nie stwierdzono występowania fazy δ i cr3n w próbkach starzonych przez 1 i 3 tys. h. badania metalograficzne przygotowano i wykonane zgodnie z en 1321 a próbki wytrawiono po jednej 42 przegląd spawalnictwa 10/2013 stronie tak, by wyraźnie była widoczna linia wtopienia (swc) z ułożeniem ściegów. badania mikroskopowe obejmowały materiał podstawowy, swc oraz spoinę. charakterystyczne obrazy struktur przedstawiono na rysunku 4. ry 4 struktura złącza spawanego ze stali sanicro 25: a) makrostruktura złącza spawanego ze stali sanicro 25, b) mikrostruktura mr. austenit z wydzieleniami faz wtórnych, pow. 200x, c) mikrostruktura swc, widoczna jednorodna strefa wtopienia, pow. 100x, d) mikrostruktura spoiny z siatką wydzieleń na granicach dendrytów, pow. 500x i 4 the macroand microtructure of welded joint sanicro 25 steel a) weld macrostructure. b) microstructure pr showing visible austenite grains with numerous precipitates of secondary phases. c) microstructure of the fusion haz. d) microstructure of the weld mesh precipitates the limits of dendrites a) ) ) d) pod tawowe wła iwo i me ani zne yt zymało na oz i anie wytrzymałość na rozciąganie została wyznaczona w statycznej próbie rozciągania dla materiałów podstawowych (stal sanicro 25 oraz stop hr6w) oraz eksperymentalnych złączy spawanych w temperaturze pokojowej oraz podwyższonej (700ºc i 750ºc) zgodnie z en 895 oraz en-pn 15614-1. wyniki badań wytrzymałości na rozciąganie dla jednorodnych oraz niejednorodnych złączy spawanych sanicro 25 + hr6w w temperaturze pokojowej i podwyższonej przedstawiono na rysunku 5. przełom zaobserwowano po stronie hr6w w przypadku złączy niejednorodnych. w przypadku złączy jednorodnych przełom wystąpił poza spoiną. yt zymało na ełzanie wymagania stawiane elementom kotłów energetycznych w elektrowniach węglowych dotyczą takich właściwości, jak odporność na pełzanie, utlenianie, dobra stabilność mikrostruktury oraz łatwość przeróbki [8]. celem jest osiągnięcie wytrzymałości na pełzanie na poziomie 100 mpa w 700ºc dla czasu 100 tys. h. dane literaturowe na temat przeprowadzonych testów na pełzanie w temperaturze 650ºc i 700ºc z czasami do zerwania próbki wynoszącymi do 70 tys. h wskazują na możliwość spełnienia kryteriów dotyczących wytrzymałości na pełzanie dla założonego czasu zerwania próbki 100 tys. h dla stali sanicro 25 (rys. 6). korzystając z wyników prób trwających ponad 5 tys. h, wytrzymałość na pełzanie dla materiału w kształcie rury określono na poziomie 70÷100 tys. h dla 100 mpa w temperaturze 700°c. dane te świadczą o wyższej wytrzymałości na pełzanie stali sanicro 25 niż innych stosowanych w energetyce stopów (rys. 7). rysunek 8 obrazuje dane literaturowe dotyczące wytrzymałości na pełzanie stopu hr6w w zakresie temperatury 650÷800ºc [9]. próby pełzania wykonano na elektromechanicznej pełzarce zwick/roell typ kappa 50ds. badania realizowano przy stałym obciążeniu próbki. prędkość nagrzewania wynosiła 5ºc/min, a odchylenie od zadanej wartości ±3ºc. pomiar odkształcenia podczas testu prowadzono za pomocą ekstensometru pierwszej klasy dokładności. parametry próby pełzania (siłę, czas, temperaturę, wydłużenie) rejestrowano za pomocą programu test x’pert 2. badaniom poddano próbki o średnicy 4 mm i dziesięciokrotnej bazie pomiarowej. w tablicy ii przedstawiono wyniki badań wytrzymałości na pełzanie złączy niejednorodnych sanicro 25 + hr6w. na rysunku 9 pokazano krzywe pełzania dla złączy niejednorodnych ze stali sanicro 25 + hr6w w zależności od przyłożonego naprężenia w temperaturze 700ºc. ry 5 wyniki badań wytrzymałości na rozciąganie jednorodnych i niejednorodnych złączy spawanych ze stali sanicro 25 oraz stopu hr6w i 5 the results of tensile tests of homogeneous and heterogeneous welded joints in sanicro 25 steel and hr6w alloy. ry 6 wytrzymałość na pełzanie stali sanicro 25 po 10 i 100 tys. h [10] i 6 creep strength of sanicro 25 steel after 10, 000 and 100, 000 hr. | | | | | | | | | | | | | | | | | | sanicro 25 hr6w hr6w sanicro 25 43przegląd spawalnictwa 10/2013 da no próbki do badania udarności zostały wykonane wg en 875. stosowano próbki z karbem typu charpy v naciętym w spoinie oraz strefie wpływu ciepła (swc). energia łamania próbek powinna być zgodna z wartościami norm dla materiału podstawowego [13]. badania udarności prowadzono w temperaturze pokojowej. na rysunku 10 przedstawiono wyniki badań udarności dla złączy spawanych ze stali sanicro 25. ry 8 wytrzymałość na pełzanie stopu hr6w w temperaturze 650÷800ºc [12] i 8 creep strength hr6w alloy at a temperature of 650÷800ºc. ry 7 wytrzymałość na pełzanie wybranych stopów żarowytrzymałych [11] i 7 creep strength of selected high temperature alloys naprężenie, mpa 200 160 140 temperatura, ºc 700 700 700 czas trwania testu, h 68 272 694 odkształcenie początkowe εp, % 0,75 0,42 0,36 odkształcenie całkowite ε, % 8,1 4,9 4,0 prędkość pełzania dε /dt, 1/s 1,9•10-7 2,6•10-8 6,8•10-9 uwagi do zerwania do zerwania do zerwania ta i a ii odkształcenie i prędkość pełzania ustalonego próbek w temperaturze 700ºc przy naprężeniach: naprężeniach: a) 200 mpa, b) 160 mpa, c) 140 mpa ta e ii deformation and creep speed fixed specimens at a temperature of 700ºc at a stress of a) 200 mpa, b) 160 mpa, c) 140 mpa ry 9 krzywe pełzania w temperaturze 700ºc przy naprężeniu a) 200 mpa, b) 160 mpa, c) 140 mpa i 9 creep curves at a temperature of 700°c at a stress of a) 200 mpa, b) 160 mpa, c) 140 mpa ry 10 wyniki badań udarności dla jednorodnych złączy spawanych ze stali sanicro 25 i 10 results of impact for homogeneous of welded joints in sanicro 25 steel. 44 przegląd spawalnictwa 10/2013 rozkład twa do i badania twardości wykonano metodą vickersa z obciążeniem 10 kg, zgodnie z en 1043-1. twardość mierzono w spoinie, swc i materiale podstawowym, w celu określenia rozkładu twardości przez złącze spawane. każdy rząd odcisków zawierał przynajmniej 3 pomiary, w każdym z badanych obszarów. badania twardości przeprowadzono w stanie wyjściowym oraz po długotrwałym wyżarzaniu w temperaturze 700ºc po 1 tys., 2 tys. oraz 3 tys. h. schemat przygotowania próbek do badań twardości przedstawiono na rysunku 11. wyniki badań rozkładu twardości złączy spawanych ze stali sanicro 25 oraz stopu hr6w pokazano na rysunku 12. ry 12 rozkład twardości mr – swc – spoina – swc – mr w temperaturze 750ºc: a) stopu hr6w, b) stali sanicro 25 i 12 distribution of hardness pr – haz – weld – haz – pr at a temperature of 750°c in a) sanicro 25 steel b) hr6w alloy ry 11 schemat wyboru miejsc do badania rozkładu twardości i 11 schematic of hardness test. pod mowanie celem badań materiałowych była analiza zastosowanych parametrów technologicznych pozwalających na opracowanie technologii wytwarzania wężownic przegrzewaczy pary w warunkach obowiązujących dużego wytwórcę elementów konstrukcyjnych dla kotła na parametry supernadkrytyczne. właściwości mechaniczne określone w statycznej próbie rozciągania oraz pracy łamania, które były podstawą kwalifikacji technologii spawania badanych materiałów, zostały zaprezentowane w artykule. wszystkie próbki pękały poza spoiną, a praca łamania złącza mieściła się w granicach od 40 do 80 j, zależnie od metody spawania oraz materiału i jego mikrostruktury. uzyskane wysokie właściwości potwierdzają poprawną jakość złącza. w temperaturze 700 i 750ºc próbki pękały w materiale rodzimym po stronie hr6w. ponadto zmierzone twardości złączy mieściły się zależnie od rodzaju materiału i jego mikrostruktury w następujących zakresach: spoiny od 210 do 280 hv10, swc od 190 do 250 hv10, a materiał rodzimy od 170 do 220 hv10. zastosowane technologie oraz działania doskonalące wykonanie złączy jednorodnych z rur przegrzewaczowych ø45x8,8 mm ze stopu hr6w orazstali sanicro 25 zapewniły prawidłową makro i mikrostrukturę spoiny, strefy wpływu ciepła oraz linii wtopienia oraz wymagane podstawowe właściwości użytkowe. dokonano oceny jakości złączy i podstawowych właściwości mechanicznych i technologicznych. prowadzone badania są pionierskie w kraju i pozwalają na zdobycie doświadczenia i własnego know–how w zakresie technologii spawania nowych materiałów do zastosowań w kotłach na parametry supernadkrytyczne. na podstawie wykonanych badań nieniszczących złączy jednorodnych oraz materiałowych badań niszczących sformułowano następujące wnioski: – opracowano charakterystykę materiałów podstawowych oraz złączy eksperymentalnych. dokonano oceny jakości złączy, ich struktury oraz podstawowych właściwości mechanicznych. działania doskonalące jakość wykonywanych złączy pozwoliły na uzyskanie kwalifikacji spawania przeprowadzonej wg pn-en 15614 przez jednostkę notyfikującą tűv nord w zakresie oceny właściwości mechanicznych oraz struktury złączy. złącza spełniają wymagania klasy b wg pn-en 5817. – badania wytrzymałości na pełzanie pozwalają prognozować, że stal sanicro 25 można stosować na elementy konstrukcyjne kotłów energetycznych o nadkrytycznych parametrach pracy zakładane 100 mpa dla czasów zerwania 10 tys. oraz 100 tys. h w temperaturze pracy 700ºc jest spełnione. – stal sanicro 25 oraz stop hr6w mogą być stosowane do temperatury 700ºc w kotłach energetycznych, zachowując stabilność mikrostruktury, wytrzymałość na pełzanie oraz odporność na korozję wysokotemperaturową; powyżej tej temperatury należy stosować nadstopy na bazie niklu. 45przegląd spawalnictwa 10/2013 lite at a [1] hernas a., tasak e., sozańska m., pasternak j., szczucka– lasota b., fudali s., krupa r.: zaawansowane technologie pozyskiwania energii, zadanie 1. opracowanie charakterystyk właściwości technologicznych i użytkowych, etap nr 17.iv.2.2 badania materiałowe, politechnika śląska. [2] hernas a.: żarowytrzymałość stali i stopów, wyd. pol. śląskiej, gliwice 2000. [3] hernas a., fudali s., pasternak j.: dobór materiałów na elementy referencyjnego kotła o supernadkrytycznych parametrach pary, energetyka zeszyt tematyczny nr xxii, listopad, 2011. [4] hernas a., moskal g., pasternak j.: stale austenityczne i nadstopy niklu stosowane w budowie kotłów nadkrytycznych, wyd. sitph, katowice, 2009. [5] hernas a., wala t.: dobór materiałów na przegrzewacze o podwyższonych parametrach pary, wyd. sitph, katowice, 2009. [6] semba h., okada h., yonemura m., igrashaki m.: creep properties and microstructure of hr6w and ni-base superalloys for advanced usc boilers. [7] chi sh., zhan z., xu y., li j., xiao x., zhu ch.: improvement of stress-rupture life for modifed-hr6w austenitic stainless steel. [8] michael s. g., horst h., stanko g.: fireside corrosion resistance of proposed usc superheater and reheater materials: laboratory and field test results. [9] holcom g. r., alman d. e., bullard s. b., covino jr. b. s.: ultra-supercritical steam corrosion. [10] pasternak j., fudali s., hernas a.: właściwości technologiczne stali sanicro25 oraz hr6w, materiały konferencyjne, 14-15.03.2013, słok k. bełchatowa. [11] narumanchi k.: sandvic sanicro 25new heat resistant steel for a usc. [12] rautio r., bruce s.: alloy for ultracupercritical coal fired boilers, advanced materials and processes, april 2008, asm international. [13] matsuda j., kukoski a., gaffoor a.: material aspects of a 700ºc – power plant. podzi kowanie badania zostały wykonane w ramach projektu współfinansowanego przez narodowe centrum badań i rozwoju w ramach strategicznego programu badawczego, umowa sp/e1/67484/10: zaawansowane technologie pozyskiwania energii: opracowanie technologii dla wysokosprawnych „zero-emisyjnych” bloków węglowych zintegrowanych z wychwytem co2 ze spalin. ps 8 2017 www.pdf 5przegląd  spawalnictwa vol. 89 8/2017 nowoczesne trendy w produkcji lutowanych wymienników ciepła dla przemysłu motoryzacyjnego modern trends in production of brazed heat exchangers for automotive industry prof. dr hab. inż. zbigniew mirski – politechnika wrocławska; mgr inż. jarosław pabian – mahle behr ostrów wielkopolski park technologiczny. autor korespondencyjny/corresponding author: zbigniew.mirski@pwr.edu.pl streszczenie w artykule przedstawiono najnowsze kierunki w zakresie produkcji aluminiowych wymienników ciepła stosowanych w przemyśle motoryzacyjnym. zaprezentowano zmiany dotyczące zaostrzenia wymagań stawianych aktualnie produkowanym wymiennikom ciepła. podano wpływ czynników na konstrukcję wymiennika ciepła oraz na technologię lutowania twardego, najczęściej stosowaną w ich produkcji. słowa  kluczowe: stopy aluminium aa1050; aa3003; aa4343; aa6060; aluminiowy wymiennik ciepła; lutowanie twarde abstract the article has presented the latest trends in the production of aluminum heat exchangers used in the automotive industry. presented changes mainly pertain to tightening requirements for currently manufactured heat exchangers. the effect of factors on the heat exchanger design and brazing technology which is commonly used in their production has been given. keywords:  aluminum alloys aa1050; aa3003; aa4343; aa6060; aluminum heat exchanger; brazing wstęp początek stosowania wymienników ciepła w przemyśle motoryzacyjnym sięga końca xix wieku, kiedy wilhelm maybach opatentował chłodnicę rurkową, stanowiącą wymiennik cieczy chłodzącej silnik (radiator). od tego czasu wymienniki ciepła stosowane w przemyśle samochodowym rozpoczęły swój proces ewolucji, zarówno jeśli chodzi o używane przy ich produkcji materiały jak i technologie spajania. dodatkowo wraz postępem technologicznym (dostępnością coraz bardziej nowocześniejszych urządzeń do ich wytwarzania) nastąpił rozwój wymienników ciepła poprzez zmianę konstrukcji samych rurek, płytek oraz taśm rozpraszających ciepło, wraz z tym nastąpiło usprawnienie samych procesów spajania. stopniowo pojawiały się też nowe obszary, w których zastosowano wymienniki ciepła, grzejnik układu klimatyzacji (heater core), skraplacz układu klimatyzacji (condenser), parownik układu klimatyzacji (evaporator), chłodnica oleju skrzyni biegów (transmission oil cooler), chłodnica oleju silnika (engine oil cooler) chłodnia powietrza doładowanego (charge air cooler), chłodnice paliwa (fuel cooler). zbigniew mirski, jarosław pabian przeglad welding technology review wymienniki ciepła oparte  na miedzi i jej stopach lutowane na miękko początkowo powszechnie stosowano wymienniki z miedzi i jej stopów (głównie mosiądzu) lutowane na miękko, głównie z zastosowaniem lutów na osnowie sn-pb. wymienniki wytwarzane tą technologią mimo doskonałych parametrów przewodnictwa cieplnego były droższe w wytwarzaniu oraz miały większą masę w stosunku do obecnie używanych wymienników ciepła opartych na stopach aluminium. aktualnie technologia ta jest rzadko stosowana (głównie w produkcji jednostkowej i małoseryjnej), szczególnie tam gdzie występują duże wymagania odnośnie wydajności lub odporności wymiennika na trudne warunki pracy. takie warunki mogą być spowodowane występowaniem: zwiększonych wibracji, szoków termicznych oraz gwałtownych zmian ciśnienia cieczy lub gazu w określonym obiegu wymiennika. wymienniki z miedzi i jej stopów charakteryzują się długą żywotnością. warto podkreślić, że wymienniki tego rodzaju są nadal dość powszechnie produkowane w krajach mniej rozwiniętych, w wyniku transferu maszyn i technologii z krajów 6 przegląd  spawalnictwa vol. 89 8/2017 rozwiniętych w latach 70÷90-tych ubiegłego wieku. główną zaletą stosowania technologii „miedziano-mosiężnej” jest szerokie ”okno lutowania”, tj. szeroki zakres temperatury lutowania. temperatura topnienia stosowanych mosiądzów wynosi 915÷955 ºc, a w przypadku miedzi 1050÷1080 ºc, przy temperaturze topnienia lutu dochodzącej do 400 ºc. w tej technologii, przed procesem spajania na elementy nanoszono topniki, w których dominowały tak agresywne składniki jak kwas solny i chlorek cynku, grożące powstaniem korozji przy braku usunięcia żużla potopnikowego. wymienniki oparte na stopach aluminium  wykonywanych w technologii  rurek rozpęczanych kolejnym etapem rozwoju były wymienniki wytwarzane w technologii rurek rozpęczanych (nazywaną w branży potocznie technologią tube&fin) – oparte na wykorzystaniu stopów aluminium, gdzie poszczególne elementy nie były łączone poprzez procesy spajania. wymiennik wykonywany w technologii t&f składał się z rurek o przekroju okrągłym lub owalnym (grubość ścianek w zakresie 0,35 do 0,4 mm, przykładowy materiał aa3103), przez które przepływał czynnik chłodzący, a ciepło było rozpraszanie przez taśmy płaskie lub przeformowane o grubości ok. 0,1 mm z otworami (przykładowy stop aa1050a), na które były „nawlekane rurki”. na końcach rurek były zakładane grubsze płyty – płyty sitowe, które wraz z uszczelką „gumową” były łączone z rurkami przez ich przeformowanie (rozpęczanie). finalnie do grubszych płytek były zaciskane zbiorniki wykonane z tworzywa sztucznego. technologia ta nie wymagała spajania, jednakże wymienniki te miały ograniczenia jeśli chodzi o ich wielkość. miały one zdecydowanie mniejszą masę oraz cenę przy podobnych gabarytach w porównaniu z poprzednią technologią. obecnie, podobnie jak w przypadku technologii „miedziano-mosiężnej”, technologia t&f jest stosowana w produkcji małoseryjnej. zestawienie właściwości materiałów stosowanych na wymienniki ciepła zamieszczono w tablicy i. wymienniki ciepła oparte  na stopach aluminium  wykonywane w procesie lutowania twardego obecnie większość stosowanych wymienników ciepła w przemyśle motoryzacyjnym jest wytwarzane technologią lutowania twardego stopów aluminium. jej początki sięgają lat 70-tych ubiegłego wieku, gdy względy tablica i. zestawienie właściwości wybranych materiałów na wymienniki ciepła table i. summary of properties of selected materials for heat exchangers materiał,  oznaczenie gęstość [kg/dm3] temperatura  topnienia [ºc] przewodność  cieplna [w/m·k] współczynnik  rozszerzalności  cieplnej [10-6 k-1] ciepło  właściwe [j/kg·k] moduł  sprężystości  podłużnej [gpa] wytrzymałość  na rozciąganie [mpa] stop miedzi c14300 8,95 1052-1080 377 17 386 115 230 mosiądz c26000 8,53 915-953 120 19,9 377 110 435 stop aluminium aa3003 2,75 643-655 160 23,2 909 70 145 ekonomiczne (koszty wytwarzania i eksploatacji) decydowały o rodzaju stosowanych ówcześnie materiałów i technologii w przemyśle samochodowym. w tej technologii zarówno luty jak i materiały spajane są stopami aluminium, a obniżenie temperatury topnienia lutu w odniesieniu do materiału spajanego uzyskano poprzez dodatek krzemu do aluminium, otrzymując luty siluminowe al-si [1]. materiał używany do produkcji aluminiowych wymienników ciepła ma najczęściej postać folii, taśm lub blach uzyskiwanych w procesie walcowania. mogą być one dodatkowo platerowane warstwą lutu lub stopami podnoszącymi wytrzymałość mechaniczną czy odporność korozyjną wymiennika. obecnie w przemyśle motoryzacyjnym najczęściej stosowany jest lut o składzie podeutektycznym alsi7,5, natomiast są jeszcze stosowane luty alsi10 oraz alsi12 (skład bliski eutektycznemu), głównie w miejscach, gdzie temperatura wymiennika podczas lutowania jest lokalnie obniżona. w masowej produkcji aluminiowych wymienników ciepła wykorzystywane są głównie piece tunelowe w oparciu o technologię cab (controlled atmosphere brazing), czyli lutowanie w atmosferze kontrolowanej (w przypadku lutowania stopów aluminium najczęściej stosowanym gazem obojętnym jest azot) oraz z użyciem niekorozyjnego topnika nocolok® (nieorganiczna sól fluorkowa k1-3alf4-6) [2]. pozwala to osiągnąć o wiele większą wydajność produkcyjną linii lutowania i lepszą powtarzalność procesu spajania, niż np. w piecu wsadowym. w przypadku stosowania tej technologii kłopotliwy wydawać się może stosunkowo wąski zakres temperatury lutowania w odniesieniu do technologii „miedziano-mosiężnej”. dla spoiwa alsi12 temperatura topnienia wynosi ok. 577 ºc, natomiast temperatura topnienia materiału rodzimego jest w przedziale ok. 643÷655 ºc, więc zalecana temperatura lutowania w zależności od zastosowanego spoiwa jest w zakresie 582÷621 ºc (tabl. ii). wybór temperatury lutowania zależy od charakteru procesu lutowania: piecowego czy płomieniowego. jest to bardzo istotne, gdyż np. górna granica temperatury lutowania dla lutu aa4047, wynosząca 604 ºc, dla lutowania piecowego, przy tak małej dynamice nagrzewania doprowadziłaby do prawdopodobnego zniszczenia połączeń lutowanych, w wyniku erozji. w większości obecnie stosowanych pieców do lutowania twardego wraz odpowiednio ustawionym systemem regulacji temperatury, nie jest problemem uzyskanie stabilnych i powtarzalnych warunków obróbki cieplnej wymienników mimo pozornie wąskiego „okna lutowania”, tj. temperatury lutowania. parametr ten w pewien sposób wskazuje zakres maksymalnej temperatury, jaką wymiennik powinien uzyskać podczas nagrzewania i lutowania. w przemysłowym zastosowaniu technologii lutowania twardego, aby dokładniej opisać 7przegląd  spawalnictwa vol. 89 8/2017 oznaczenie lutu aa4343 aa4045 aa4047 zawartość nominalna krzemu, % wag. 7,5 10,0 12,0 temperatura topnienia, ºc  577÷613 577÷591 577÷582 zalecana temperatura lutowania, ºc 593÷621 588÷604 582÷604 tablica ii. zestawienie najważniejszych parametrów lutów siluminowych używanych w produkcji aluminiowych wymienników ciepła dla przemysłu samochodowego [3] table ii. summary of most important parameters of silumin clad alloys common used in production of aluminum heat exchangers for automotive industry [3] profil obróbki cieplnej, producenci wymienników w oparciu o ogólne zalecenia i własne doświadczenie, określają zalecane i krytyczne szybkości nagrzewania oraz chłodzenia wymienników, które mogą być różne w zależności od fazy obróbki. dodatkowo ważnym parametrem jest czas obróbki wymiennika powyżej określonej temperatury (np. 577, 585 czy 595 ºc) oraz wcześniej wspomniana temperatura maksymalna uzyskiwana przez wymiennik podczas obróbki. w zależności od zastosowanych materiałów czasami konieczne jest kontrolowanie różnych procesów dyfuzyjnych, wówczas ważny jest czas przejścia pomiędzy określonymi temperaturami. przestrzeganie tych zaleceń jest bardzo ważne, po to aby proces lutowania odbywał się w jak najbardziej optymalnym zakresie określonym przez technologów, w celu uzyskania prawidłowych, trwałych i odpornych połączeń. technolodzy ustawiając parametry procesu lutowania bazują na wytycznych zdefiniowanych na podstawie otrzymanych wyników badań oraz przyjętych ogólnie zasad. do głównych wytycznych zalicza się: dopuszczalną porowatość lutowiny, wielkość lica lutowiny dla danego połączenia, odpowiednie/dopuszczalne nadtopienie materiału rodzimego (rdzenia), odpowiednią wielkość i kształt ziaren w mikrostrukturze lutowiny oraz eliminację powstawania procesów erozyjnych podczas lutowania. nawet przy najbardziej rygorystycznie utrzymywanych parametrach pieca lutowniczego, spajanie stopów aluminium, nie byłoby możliwe bez zastosowania topnika, który głównie jest aplikowany w celu usunięcia warstwy tlenków al2o3, znajdującej się na powierzchni łączonych elementów aluminiowych [4]. temperatura aktywności topnika nocolok® zawiera się w zakresie 565÷572 ºc, wynika ona z odpowiedniej kompozycji związków k1-3alf4-6 [5]. drugą ważną funkcją, którą pełni topnik to zapewnienie odpowiedniej zwilżalności powierzchni podczas właściwego lutowania, aby umożliwić płynięcie spoiwa. ostatnią rolą, którą spełnia topnik jest zabezpieczenie powierzchni przed ponownym utlenieniem podczas lutowania, aż do momentu schłodzenia wymiennika poniżej temperatury solidus zastosowanego spoiwa. oczywiście powyższe cechy są bardzo zależne od ilości aplikowanego topnika oraz jakości atmosfery kontrolowanej (ilości cząsteczek tlenu oraz poziomu jej wilgotności) w piecu lutowniczym. na jakość atmosfery kontrolowanej ma wpływ szereg czynników, takich jak: poziom czystości stosowanego gazu obojętnego (im mniejsza zawartość cząstek tlenu tym lepiej), określenie ilości aplikowanego gazu obojętnego do poszczególnych miejsc pieca, właściwe ukierunkowanie rozpływu gazu obojętnego, kondycja systemu kurtyn przeciwdziałających przedostawaniu się tlenu do wnętrza pieca oraz przeciwdziałanie, aby ze wsadem do pieca nie przedostały się pozostałości oleju, wody lub innych niepożądanych substancji, które mogłyby ulec rozkładowi w wyniku oddziaływania temperatury panującej w piecu. materiały jedno-  i wielowarstwowe  w budowie wymienników ciepła w ostatnim czasie w wyniku współpracy producentów wymienników ciepła oraz dostawców stopów aluminium (z których produkowane są wymienniki), rozwinięto szereg nowych materiałów używanych w produkcji wymienników. dotyczy to zarówno składu chemicznego stosowanych stopów oraz ilości warstw z którego składa się blacha, taśma czy folia używana w procesie produkcji. obecnie stosowane są materiały, których ilość warstw waha się od 1 aż do 5, w zależności od funkcji, jaką pełni dany element wymiennika. materiały jednowarstwowe są używane do wytwarzania m.in. taśm rozpraszających ciepło lub rur, z których wykonywane są kolektory skraplaczy, w takim przypadku lut znajduje się na częściach z którymi elementy te się łączą. z punktu widzenia technologii wytwarzania jest to najtańszy produkt, z uwagi na potrzebę kontrolowania tylko grubości takiej walcówki. materiały dwui trzy warstwowe, składają się z warstwy rdzeniowej odpowiednio jednostronnie lub dwustronnie platerowanej lutem (clad alloy) lub stopem separacyjnym (interliner alloy – którego funkcja zostanie wyjaśniona w kolejnym przykładzie) w zależności od zastosowania. służą one zarówno do produkcji takich elementów wymiennika jak: płyty sitowe, rurki czynnika, wsporniki, separatory kolektorów czy usztywnień (obejm). grubość jednej warstwy spoiwa z reguły waha się od 5 do 15% grubości walcówki. w przypadku produkcji tych materiałów koszt wytwarzania, jest wyższy z uwagi na trudniejszy proces technologiczny formowania folii i blach (konieczność odpowiedniego przygotowania pakietu wlewków oraz kontrolowania grubości każdej z warstw w procesie produkcyjnym). stosowane są też materiały 4 i 5-warstwowe, które są rozwinięciem materiału 3-warstwowego, po aby zwiększyć odporność mechaniczną lub/oraz odporność korozyjną. ważną rolę spełnia tutaj warstwa separacyjna, która w jednym przypadku (w zależności od użytego stopu) stanowi ochronę korozyjną warstwy rdzeniowej przed czynnikami środowiskowymi lub zewnętrznymi (przykładem może być zmodyfikowany stop aa3003) [6]. w innym przypadku warstwa ta może stanowić barierę przed dyfuzją cząstek magnezu z materiału rdzeniowego do materiału lutu, zapewniając większe właściwości mechaniczne przy zachowaniu dobrej lutowności (przykładem może być zmodyfikowany stop aa1050). nie jest to jednak takie oczywiste w przypadku stosowania materiałów 3-warstwowych, w których w stopie rdzeniowym jest podwyższona zawartość mg – co zostanie opisane w dalszej części artykułu. na rysunku 1 przedstawiono przykładowe schematy budowy materiałów wielowarstwowych, a na rysunku 2 ich przekroje poprzeczne. w tablicy iii zamieszczono skład chemiczny przykładowych stopów separacyjnych. analogicznie jak wspomniano wcześniej, walcówki składające się z 4 czy 5 warstw są najtrudniejsze do wykonania w procesie technologicznym, co się również przekłada na cenę, ale niejednokrotnie są jedynym rozwiązaniem zapewnienia określonych wymagań stawianym wymiennikom ciepła. każdy z producentów stopów aluminium ma w ofercie różne pakiety materiałów wielowarstwowych, różniących się zarówno składem chemicznym, grubością poszczególnych warstw oraz procesem obróbki plastycznej. 8 przegląd  spawalnictwa vol. 89 8/2017 10% warstwa separacyjna aa3003 mod. + zn warstwa rdzeniowa aa3005 mod. 15% warstwa spoiwa aa4343 10% warstwa spoiwa aa4343 warstwa rdzeniowa aa3005 mod. 10% warstwa spoiwa aa4343 12,5% warstwa spoiwa aa4343 10% warstwa separacyjna aa3003 mod. + zn warstwa rdzeniowa aa3005 mod. 12,5% warstwa spoiwa aa4343 12,5% warstwa spoiwa aa4045 10% warstwa separacyjna aa1050 mod. warstwa rdzeniowa aa3005 mod. 10% warstwa separacyjna aa1050 mod. 12,5% warstwa spoiwa aa4045 a) b) c) d) rys. 1. przykładowe struktury materiałów wielowarstwowych: 3-warstwowa ze stopem separacyjnym (a), 3-warstwowa (b), 4-warstwowa (c), 5-warstwowa (d) fig. 1. example structures of multilayer sheets: 3-layer with interliner (a), 3-layer (b), 4-layer (c), 5-layer (d) oznaczenie  stopu skład chemiczny, % wag. al si fe cu mn mg cr ni zn ti pozostałe aa1050 zmodyfikowany reszta 0,3÷0,45 do 0,25 do 0,05 do 0,05 do 0,05 do 0,05 do 0,05 do 0,10 do 0,05 każdy do 0,05 w sumie do 0,15 aa 3003 zmodyfikowany reszta 0,65÷1,1 do 0,7 do 0,05 1,3÷1,9 do 0,05 – – 1,2÷1,9 do 0,05 każdy do 0,05 w sumie do 0,15 tablica iii. skład chemiczny przykładowych separacyjnych stopów aluminium używanych w materiałach wielowarstwowych table iii. chemical composition of example aluminum interliner alloys used in multilayers materials rodzaje konstrukcji wymienników ciepła i ich wpływ na lutowanie dotychczas najbardziej rozpowszechnioną i stosowaną konstrukcją aluminiowego wymiennika ciepła w motoryzacji jest równoległe połączenie rurek o przekroju prostokątnym, pomiędzy którymi osadzone są uformowane taśmy (przekrój jest najczęściej w postaci trójkątnego przebiegu okresowego), z dodatkowymi nacięciami, aby zwiększyć wydajność wymiennika. na końcach rurek montowane są w zależności od przeznaczenia wymiennika, płyty z otworami (płyty sitowe) lub rury o przekroju okrągłym (kolektory). formowanie płyt sitowych czy też kolektorów odbywa się za pomocą procesu tłoczenia. pakiet rurek i taśm chłodzących musi zostać skompresowany w czasie montażu wymiennika, tak aby podczas lutowania uzyskać szczeliny pomiędzy elementami zapewniające zjawisko kapilarności. kompresja wspomnianego pakietu podczas lutowania jest zapewniana poprzez dedykowane oprzyrządowanie (często nazwane ramką lutowniczą) wykonane najczęściej ze stali nierdzewnej, które może dodatkowo pozycjonować lub podpierać w czasie lutowania wybrane elementy wymiennika, aby uniknąć jego deformacji lub uszkodzeń. obecnie rurki czynnika stosowane wymiennikach najczęściej są produkowane poprzez odpowiednie uformowane taśmy aluminiowej w procesie walcowania, innym sposobem są rurki otrzymywane w procesie wyciskania. w zależności 9przegląd  spawalnictwa vol. 89 8/2017 rys. 2. przekroje poprzeczne materiałów wielowarstwowych przed procesem lutowania: 3-warstwowy z warstwą separacyjną (a), 3-warstwowy (b), 4-warstwowy (c), 5-warstwowy (d, e), oznaczenie warstw: rdzeń (1), spoiwo (2), separacja (3) fig. 2. cross – sections of multilayer materials before brazing process: 3-layer with interliner (a), 3-layer (b), 4-layer (c), 5-layer (d, e), layers description: core (1), clad (2), interliner (3) od ciśnienia pracy wymiennika, rurki mają nawet kilka kanałów (wzmocnienie konstrukcji – stosowane dla chłodnic cieczy lub skraplaczy), przez które przepływa czynnik, aby nie doprowadzić do rozerwania rurki podczas eksploatacji. każdy z wyżej wymienionych procesów ma wpływ na jakość końcową wymiennika uzyskiwaną po procesie lutowania. większość chłodnic składa się z aluminiowego rdzenia wraz zaciśniętymi do płyt sitowych zbiornikami wykonywanymi z tworzywa sztucznego. wymienniki tego typu zazwyczaj charakteryzują się z małą lub średnią gęstością, co umożliwia stosowanie względnie krótkich lub średnich cykli lutowania. długość cyklu lutowania jest zależna w głównym stopniu od konstrukcji wymiennika a ściślej mówiąc jego gęstości (stosunku jego masy do objętości). w większości pieców lutowniczych ciepło do wymiennika przekazywane jest poprzez radiację (promieniowanie pada na zewnętrzne powierzchnie wymiennika), następnie przedostaje się głębiej poprzez przewodnictwo cieplne. dla przykładu przy stałej masie wraz ze wzrostem gęstości, maleje powierzchnia całkowita, co powoduje wydłużenie czasu nagrzewania czy studzenia. inne czynniki, które mają również wpływ na długość cyklu lutowania, to konfiguracja parametrów samej linii lutowania (nastawy temperatury w strefach grzewczych, czy prędkość posuwu transportera) oraz odległości pomiędzy poszczególnymi sekcjami takiej linii, które powodują mniejszą lub większą utratę ciepła przez wymiennik. na rysunku 3 przedstawiono profile temperaturowe wymienników dla różnych długości cyklu lutowania i zaznaczono temperaturę solidus lutów alsi7,5 alsi12, wynoszącą 577 ºc. 10 przegląd  spawalnictwa vol. 89 8/2017 przykładem innej konstrukcji wymiennika są tzw. wymienniki płytkowe, składające się z odpowiednio uformowanych płytek, pomiędzy którymi są umieszone taśmy rozpraszające lub pochłaniające ciepło. poprzez odpowiednie uformowanie płytek można uzyskać odpowiedni przepływ (prędkość oraz zaburzenie) lub też usztywnienie konstrukcji wymiennika. tego rodzaju wymienniki są stosowane jako parowniki układów klimatyzacji, chłodnice oleju skrzyni biegów i inne. konstrukcja tego typu wymienników jest w pełni oparta na elementach wykonanych ze stopów aluminium. wymienniki tego typu charakteryzują się zwartą budową oraz dużą sztywnością mechaniczną. ramka lutownicza, która najczęściej jest wykonana ze stali nierdzewnej lub żaroodpornej dla wymienników tego typu, z uwagi na sztywną konstrukcję, wyposażona jest często w dodatkowo elementy sprężyste. kompensują one różnicę współczynnika rozszerzalności cieplnej stopów aluminium oraz stali, tak aby utrzymać odpowiednią kompresję pakietu i nie zdeformować elementów wymiennika podczas lutowania. jest to bardzo istotne, gdyż stopy aluminium mają małe własności wytrzymałościowe w temperaturze powyżej 500 ºc [1]. zazwyczaj wymiary wymienników płytkowych są zbliżone do wymienników opartych na rurkach przy podobnej mocy rozproszenia ciepła. na rysunku 4 pokazano przykładowe profile temperaturowe dla dwóch rodzajów wymienników: rurkowego oraz płytkowego przy identycznych parametrach technologicznych linii lutowania. dla wymiennika płytkowego widać wyraźne dłuższe spłaszczenie przebiegu nagrzewania w pobliżu temperatury solidus 577 ºc lutów alsi7,5 alsi12, wynoszące ok. 3 minut. taki efekt może być spowodowany zastosowaniem lutu o większej zawartości krzemu lub/i zastosowaniem materiału z większą ilością lutu. rys. 3. porównanie różnych profili temperaturowych wymienników ciepła stosowanych w przemyśle samochodowym: krótki cykl lutowania (a), średni cykl lutowania (b), długi cykl lutowania (c) fig.  3. comparison of different temperature profiles of heat exchangers used in automotive industry: short brazing cycle (a), medium brazing cycle (b), long brazing cycle (c) rys.  4.  porównanie przykładowych profili temperaturowych wymienników rurkowego (a) oraz płytkowego (b) fig.  4. comparison of example temperature profiles of heat exchangers: tube type (a) and plate type (b) zwiększone wymagania  odnośnie zmniejszenia ilości pozostałości topnika (z uwagi na efekt żelowania cieczy chłodzącej) topnik aplikowany na powierzchnię aluminium, jest niezbędny w procesie lutowania, jednakże po zakończeniu tego procesu wszelkie pozostałości żużla potopnikowego na jego powierzchni pogarszają niektóre właściwości samego wymiennika. w przypadku pozostałości topnika na powierzchni wymiennika, która bierze udział w wymianie ciepła, może nastąpić pogorszenie przewodnictwa cieplnego. natomiast w zależności od zastosowanych materiałów, środowiska pracy i funkcji wymiennika, miejsce w którym niekorozyjny topnik jest zakumulowany w większej ilości, w szczególnych przypadkach może być źródłem potencjalnych ognisk korozyjnych. z uwagi na rosnącą liczbę wymienników, która może się znajdować w pętli chłodzenia (szczególnie dotyczy to obiegu niskiej temperatury), pojawił się problem reagowania pozostałości topnika z wnętrza wymiennika z inhibitorem czynnika chłodniczego. jest to zjawisko, który objawia się wypłukiwaniem pozostałości topnika z wnętrza wymienników znajdujących się w układzie chłodzenia poprzez płyn chłodzący, co może doprowadzić do zdławienia lub nawet zatkania jednego z wymienników z układu – najczęściej chłodnicy niskotemperaturowej z uwagi na najmniejsze pole przekroju i wysokość rurek. wpływ na powstawanie tej osobliwości ma na pewno: rodzaj czynnika chłodzącego, ilość pozostałego topnika w każdym z wymienników będących w obiegu czynnika chłodzącego, warunki i środowisko, w którym pracują wymienniki ciepła. co ciekawe zjawisko to nie pojawia się dla wszystkich czynników chłodniczych obecnych na rynku. pomimo tego producenci samochodów stopniowo zaostrzają normy odnośnie dopuszczalnej ilości pozostałego topnika we wnętrzu wymiennika ciepła. dlatego zarówno ze względów ekonomicznych jak i tych które mają na celu ograniczenie ww. niedogodności, producenci wymienników nieustannie pracują nad zmniejszeniem ilości aplikowanego topnika, poprzez udoskonalanie istniejących metod oraz rozwijanie nowych selektywnych metod nanoszenia topnika na ściśle określone powierzchnie. metody aplikacji topnika  oraz innowacyjne materiały beztopnikowe i kompozytowe obecnie jedną z najpopularniejszych metod jest aplikacja topnika w formie natrysku zawiesiny wodnej. w tym przypadku stężenie topnika w zawiesinie waha się od 5 do 25% wag. i jest zależne od miejsca aplikacji [3]. topnik tym sposobem z reguły nanoszony na odtłuszczone zewnętrzne powierzchnie wymiennika lub zaburzaczy chłodnic powietrza doładowanego, a po jego nałożeniu części muszą być poddane procesowi suszenia. innym sposobem to aplikowanie topnika w formie pasty (flux paste) na bazie alkoholi, dzięki czemu można nanosić topnik na nieodtłuszczone powierzchnie wybranych części wymiennika. stosowany jest głównie na wewnętrzne powierzchnie wymiennika (zwijanych rurek, zaburzaczy, itp,). w tym przypadku w zależności od wymagań, zawartość topnika w mieszaninie może wynosić w zakresie od 5 do 50% wag. kolejną metodą to nakładanie topnika w postaci farby (paint flux), poprzez aplikację natryskową na odtłuszczoną powierzchnię 11przegląd  spawalnictwa vol. 89 8/2017 wybranej części. wykorzystywana jest do tego mieszanina składająca się topnika od 20 do 45% wag., środka adhezyjnego od 5 do 10% wag. oraz reszty, którą jest woda demineralizowana. podobnie jak dla pierwszego sposobu bezpośrednio po naniesieniu detale muszą być wysuszone, aby związać topnik z powierzchnia elementu. aplikowanie topnika w postaci farby używane jest dla wybranych części wymiennika jeszcze przed procesem jego montażu. ta metoda stosowana jest zarówno na zewnętrzne powierzchnie jak płyty sitowe lub kolektory, aby w miejscu ich połączenia z rurkami, polepszyć zwilżalność powierzchni i aktywować większą ilość lutu dla tego typu połączeń. natomiast aplikacje z użyciem pasty czy farby są używane również dla powierzchni wewnętrznych części wymiennika przed montażem, aby dostarczyć topnik w miejsca gdzie nie dotrze on w przypadku pierwszej metody aplikacji. stosowana jest jeszcze metoda nakładania topnika w oparciu o zjawiska elektrostatyczne. w tym przypadku naładowane ładunkiem elektrycznym cząstki topnika są natryskiwane w postaci mieszaniny z powietrzem na zewnętrzne powierzchnie wymiennika. zaletą tej metody jest brak konieczności wcześniejszego odtłuszczania. nie jest ona powszechnie stosowana, gdyż jest chroniona patentem, a jej właścicielem jest jeden z wiodących producentów wymienników ciepła. ostatnio pojawiły się innowacyjne stopy aluminium, gdzie ziarna topnika są „zatopione” w strukturze lutu w procesie produkcji folii lub taśmy [4]. materiał ten znany jest pod nazwą trillium compositetm, ale na obecną chwilę koszty zakupu i coraz większe trudności w procesie technologicznym wytwarzania tego materiału powodują stosowanie tego rozwiązania głównie w produkcjach małoseryjnych, tam gdzie takie rozwiązanie jest naprawdę konieczne. natomiast na pewno można stwierdzić, że charakteryzuje się ono bardzo dobrymi właściwościami jeśli chodzi o lutowanie, przy znacznie mniejszym zużyciu topnika, z uwagi na to, że jest on już zawarty w strukturze materiału a warstwa tlenków aluminium jest rozbijana od wewnątrz podobnie jak w lutowaniu próżniowym [7]. kolejną nową technologią, która wg danych producenta, w odróżnieniu do poprzedniej, nie wymaga użycia topnika w procesie lutowania to cleanbrazetm. bazuje ona na dotychczasowej technologii wytwarzania folii czy taśmy, z tą różnicą, że w ostatnim kroku produkcyjnym powierzchnia poddawana jest specjalistycznej obróbce (rodzaj obróbki nie jest ujawniony przez producenta), co ma umożliwić lutowanie bez użycia topnika [8]. również ten materiał, tak jak w przypadku materiału trillium compositetm, nie jest stosowany na szeroką skalę w przemyśle wielkoseryjnym. należy podkreślić fakt, że materiały przeznaczone do lutowania bez użycia topnika (flux free) wymagają bardzo dobrej atmosfery podczas lutowania rzędu 20 ppm tlenu i mniej. lutowanie z użyciem standardowego topnika nocolok® jest możliwe na poziomie tlenu nie przekraczającym 200 ppm. w przypadku trillium compositetm, dobre wyniki lutowania można otrzymać nawet na poziomie 2000 ppm tlenu, co stanowi dużą zaletę dla procesu lutowania [7]. kolejnym autem kompozytu trillium compositetm jest fakt, że podczas lutowania wymiennik cały czas ma srebrny kolor, co w przypadku przekazywania ciepła poprzez radiację w piecu tunelowym, powoduje, że promieniowane nie jest tak silnie odbijane jak w przypadku potopnikowanych wymienników, które do momentu roztopienia się topnika mają biały kolor. rysunek 5 przedstawia porównanie profili temperaturowych takich wymienników. powoduje to szybsze nagrzewanie się wymiennika podczas lutowania z uwagi na mniejszy współczynnik odbicia. obie metody mają ważną wspólną zaletę: brak lub znikomą pozostałość topnika na powierzchni wymiennika po lutowaniu. stosowanie stopów  ze zwiększoną zawartością magnezu  dla zwiększenia  wytrzymałości mechanicznej  wymiennika i problemy  z prawidłowym lutowaniem wymienników z uwagi na rosnące wymagania wytrzymałościowe wymienników, szczególnie jeśli chodzi o odporność na ciągłe zmiany ciśnienia i temperatury, dla polepszenia właściwości mechanicznych wymiennika stosuje się stopy aluminium z dodatkiem mg. ten sam zabieg może być stosowany wówczas, gdy przy zachowaniu wymagań wytrzymałościowych wymiennika przy zastosowaniu standardowych stopów, zmniejsza się grubość poszczególnych komponentów, w celu redukcji masy wymiennika. głównie dotyczy to warstwy rdzeniowej wykonanej ze stopów aluminium serii 3000, używanych do wytwarzania rurek walcowanych i płyt sitowych. natomiast stopy z większym dodatkiem mg, takie jak aa6060 czy aa6061 są bardzo powszechnie stosowane do wykonywania bloków przyłączeniowych (block fitting) w skraplaczach. jednak dodatek magnezu z jednej strony poprawia właściwości mechaniczne z drugiej strony pogarsza właściwości jeśli chodzi o proces lutowania, ponieważ wpływa negatywnie na proces usuwania tlenków przez topnik z powierzchni stopu aluminium. dzieje się tak dlatego, że magnez dyfunduje do powierzchni materiału podczas lutowania, gdzie łączy się z tlenem, następnie jako tlenek magnezu mgo wchodzi w reakcję z topnikiem tworząc kmgf3, co powoduje zmniejszenie ilości „nieskażonego” topnika, zdolnego usunąć tlenki z powierzchni lutowanego materiału [9]. intensyfikacja dyfuzji magnezu rozpoczyna się już w temperaturze ok. 425 ºc, a więc z reguły jest to jeszcze początkowa część pieca, gdzie może się jeszcze znajdować podwyższona ilość tlenu w atmosferze obojętnej. przy lutowaniu piecowym zalecana sumaryczna procentowa zawartość magnezu w łączonych ze sobą stopach, przy stosowaniu standardowego topnika nocolok®, nie powinna przekraczać zależności od źródeł od 0,3 do 0,6% wag. – gdyż ilość aplikowanego topnika w miejsce takiego połączenia ma duże znaczenie na jakość uzyskiwanych połączeń. bazując na własnym doświadczeniu wspomniana górna granica 0,6% mg w stopie al, w masowej produkcji dla lutowania piecowego, prowadzi do słabych i porowatych połączeń lutowanych. realna i stabilna zawartość mg to 0,45% wag. przy lokalnie zwiększonej ilości aplikowanego topnika nocolok® na powierzchnię materiału. rys.  5.  porównanie profili temperaturowych przykładowego wymiennika ze standardowego procesu z użyciem topnikowania (a) oraz z użyciem materiału kompozytowego trillium compositetm (b) fig.  5. comparison of temperature profiles of example heat exchanger from standard process with fluxing (a) and using a composite material trillium compositetm (b) 12 przegląd  spawalnictwa vol. 89 8/2017 dodatkowo negatywny wpływ działania magnezu na proces lutowania można ograniczyć poprzez odpowiednią obróbkę cieplną, a uściślając poprzez szybsze nagrzewanie wymiennika w celu ograniczenia dyfuzji mg. natomiast dla lutowania płomieniowego lub indukcyjnego dopuszczalna zawartość mg w stopie al jest ograniczona do 1,2% a nawet wg niektórych źródeł do 2% wag. jest to możliwe z uwagi na prędkość nagrzewania lutowanych części, która jest o wiele większa w porównaniu z prędkością nagrzewania dla lutowania piecowego. zmniejszenie wpływu zależności zawartości magnezu w materiale na stabilność procesu lutowania można jeszcze uzyskać stosując zmodyfikowaną wersję topnika nocolok® z dodatkiem cezu, a dokładnie związku fluoroglinianu cezu – csalf4. zastosowanie dodatku związku cezu, pozwala w pewnym stopniu na neutralizację cząsteczek magnezu, gdzie wskutek ich reakcji otrzymuje się csmgf3 i/lub cs4mg3f10, których temperatura topnienia jest niższa od temperatury topnienia lutu [9]. zawartość cezu w topniku nocolok® cs flux wynosi pomiędzy 1,5 a 2% wag., gdyż badania wykazały, iż dalsze zwiększenie jego zawartości nie wykazało znacznego polepszenia warunków lutowania, natomiast rośnie wtedy całkowity koszt topnika z uwagi na wysoką cenę cezu na rynku [10]. zastosowanie tego topnika wg producenta pozwala skutecznie lutować stopy aluminium, w których sumaryczna zawartość magnezu wynosi pomiędzy 0,3 a 0,55% wag. na rysunku 6 pokazano mikrostruktury połączeń lutowanych dla różnej zawartości magnezu w warstwie rdzeniowej łączonych materiałów. pierwsza mikrostruktura (a) przedstawia złącze dwóch materiałów, gdzie sumaryczna zawartość mg jest mniejsza od 0,2% wag., lutowina nie jest porowata i można zauważyć nieznaczne rozpuszczenie materiału rdzeniowego rurki. na drugiej (b) widoczne połączenie materiałów, gdzie zawartość mg wynosi ok. 0,45% wag, wykazuje porowatość i braki wypełnienia szczeliny. brak jest rys. 6. mikrostruktura połączeń lutowanych z różną zawartością magnezu w materiale rdzeniowym: sumaryczna zawartość mg dla obu materiałów rdzeniowych jest poniżej 0,2% wag. (a), sumaryczna zawartość mg dla obu materiałów rdzeniowych jest ok. 0,45% wag. (b) fig.  6. microstructure of brazing joint with different magnesium content in core layer: summary content of mg for both core layers is below 0,2% wt. (a), summary content of mg for both core layers is about 0,45% wt. (b) widocznego rozpuszczania materiału rurki, w wyniku szybkiego nagrzewania, dla ograniczenia dyfuzji magnezu. literatura [1] ambroziak a., lange a., derlukiewicz w., mosińska s.: lutowanie twarde aluminium i jego stopów, przegląd spawalnictwa, 2/2009, s. 10-14. [2] frąckowiak e., mroziński w.: zastosowanie lutowania płomieniowego w produkcji aluminiowych samochodowych wymienników ciepła, przegląd spawalnictwa, 9/2007, s. 57-62. [3] materiały firmy solvay flux gmbh: the nocolok® flux brazing process, http://www.solvay.com/en/binaries/nocolok_brazing_process-ende-179520.pdf [4] mirski z., granat k., misiek a.: lutowanie twarde aluminiowych wymienników ciepła w przemyśle motoryzacyjnym, spajanie materiałów konstrukcyjnych , 2/2015, s. 32-34. [5] swiderski h.w., lauzon d: myths about aluminium brazing with non-corrosive fluxes nocolok® flux brazing technology, materiały firmy solvay flux gmbh, http://www.aluminium-brazing.com/sponsor/nocolok/ files/pdfs/31390.pdf [6] melander m., oskarsson a., haller s.: next generation multilayer – multiclad: material for brazed heat exchanger applications, 8th international congress aluminum brazing, 2014, s. 45-49. [7] hawksworth d.k., westergard r., nillson p.: brazing properties of trillium composite, 8th international congress aluminum brazing, 2014, s. 84-88. [8] eckhard k., janssen h. : cleanbraze: fluxless brazing of aluminum heat exchangers, 8th international congress aluminum brazing, 2014, s. 50-51. [9] orman l., swiderski h.w., lauzon d. : brazing of aluminium alloys with higher magnesium content using non-corrosive fluxes, aluminum brazing news, knowledge and technology, http://www.aluminium-brazing. com, 3-7/2014. [10] garcia j., massoulier c., faille p. : brazeability of aluminum alloys containing magnesium by cab process using cesium flux, sae technical paper 2001-01-1763, 2001, http://www.aluminium-brazing.com/sponsor/ nocolok/files/pdfs/vtms5_garcia_nocolok_cs_flux.pdf wnioski – mimo wielu zalet materiałów opartych na stopach miedzi, używanych do lutowania wymienników ciepła (szczególnie najnowszej generacji), nadal w dużej większości aktualnie sprzedawanych nowych samochodów są stosowane wymienniki w oparciu o stopy aluminium, gdyż stosunek zarówno ceny i masy dla obu wymienionych materiałów rodzimych jest jak 1:3 na korzyść stopów aluminium, – aby poprawić właściwości mechaniczne wymienników ciepła przy jednoczesnym ograniczeniu ich masy, stosowane są stopy ze zwiększoną zawartością mg (0,1 do 0,3% wag.), co jednak powoduje problemy z ich lutownością. rozwiązaniem wspomnianego problemu może być zastosowanie topnika nocolok® z dodatkiem cezu lub zastosowanie materiału 5-warstwowego, w którym zastosowano warstwę separacyjną. – bardzo krytycznym parametrem stawianym obecnym wymiennikom ciepła, które mają kontakt z cieczą chłodzącą, jest pozostałość topnika z procesu lutowania znajdująca się wewnątrz wymiennika. – w obszarze materiałów używanych do produkcji wymienników ciepła, nastąpił wyraźny postęp oferujący szereg nowoczesnych materiałów nie wymagających użycia topnika do procesu lutowania lub wykazujących zwiększoną odporność na korozję. ps 4 2016 www hr.pdf 4 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 4/2016 wykorzystanie niskoenergetycznego procesu cmt   do napawania elementów kotłów energetycznych   materiałami odpornymi na korozję lub/i erozję   z przeznaczeniem do pracy w podwyższonej temperaturze w artykule zaprezentowano zastosowania technologii napawania  łukowego  z  wykorzystaniem  niskoenergetycznego  procesu  cmt  (cold  metal  transfer)  na  przykładzie  wzdłużnego napawania ścian gazoszczelnych oraz obwodowego rur  przeznaczonych do pracy w podwyższonych temperaturach  z wykorzystaniem stopu inconel 625. przedstawiono zakres  wykonanych  prób,  wyniki  badań  metalograficznych  makro-   i mikroskopowych oraz właściwości wytrzymałościowe otrzymanych napoin. wskazano korzyści związane z wykorzystaniem technologii „cmt”. otrzymane wnioski oraz uzyskanie  zatwierdzenia  technologii  napawania  przez  jednostkę  notyfikowaną  zgodnie  z  en  15614-7,  vdtuv  merkbaltt  1166   pozwalają na stwierdzenie, że fabryka kotłów „sefako” wdrożyła nowoczesną technologię i posiada umiejętności wytwarzania znanych oraz innowacyjnych powłok ochronnych metodą napawania na elementach kotłów energetycznych. wychodząc naprzeciw rosnącemu zapotrzebowaniu na powłoki przeciwdziałające korozji/erozji dla powierzchni elementów kotłów energetycznych pracujących przy udziale agresywnego środowiska oraz wysokiej temperatury, w marcu 2011 roku powstała w fabryce kotłów sefako pierwsza w polsce linia do napawania ścian gazoszczelnych oraz rur przy wykorzystaniu technologii cmt „cold metal transfer”. proces ten charakteryzuje się niską energią liniową z zachowaniem połączenia metalurgicznego na linii napoina – podłoże. najważniejszym parametrem, który wpłynął na wybór technologii cmt, był niski jak dla łukowych metod napawania wskaźnik procentowy wymieszania napoiny z materiałem podłoża. celem dokładnego poznania w/w procesu dokonano szeregu badań procesu napawania z zastosowaniem wielu zmiennych parametrów. w wyniku przeprowadzonych prób dokonano doboru parametrów technologicznych procesu oraz z powodzeniem wdrożono do produkcji napawanie z zastosowaniem materiałów tj. inconel 625, inconel 686, g4, 309, 310. badania zostały wykonane przy współpracy naukowców z akademii górniczohutniczej w krakowie. działania badawcze zostały wykonane przy dofinansowaniu z narodowego centrum badań i rozwoju (ncbir). w niniejszym artykule przedstawiono wyniki badań napoin wykonanych z wykorzystaniem stopu inconel 625. wymagania i założenia procesu napawania w przypadku kotłów do utylizacji odpadów najczęściej wykorzystywanym stopem jest inconel 625. z przeprowadzonych własnych analiz na podstawie specyfikacji technicznych zapytań, najczęściej powłoki są nanoszone o grubości nie mniejszej niż 2 mm, choć można również znaleźć o grubości nie mniejszej niż 1 mm. przedmiotowe powłoki mogą być wykonywane w systemie zarówno jedno-, jak i dwuwarstwowym. dla jednowarstwowych powłok o grubości powyżej 1 mm konieczne jest zastosowanie nakładania się ściegów w stopniu nie mniejszym niż 30%. natomiast dla powłok o grubości powyżej 2 mm napawanych w systemie jednowarstwowym konieczne jest zastosowanie nakładania się ściegów powyżej 50%. powłoki dwuwarstwowe wykonywane są techniką napawania ściegów z zakładką nie mniejszą jak 10%. obszary połączeń między ściegami jak również miejsca rozpoczęcia i zakończenia napawania, tj. miejsca styku niepokrytego materiału rodzimego z napoiną nie powinny prowadzić do koncentracji naprężeń. przejście od niepokrytego materiału rodzimego do napoiny powinno być łagodne (bez karbu stanowiącego koncentrator naprężenia). aby osiągnąć takie przejście, zwykle jest stosowane napawanie ręczne metodą gtaw(tig 141). normy odbiorowe wskazują na odpowiednią jakość napoiny tj. niedozwolone są: pory sięgające do materiału rodzimego (dopuszczalne są tylko pory gazowe o średnicy nie większej niż 1 mm), kratery w końcowych miejscach napawania, podtopienia (podcięcia spawalnicze), pęknięcia gorące, przyklejenia przekraczające 100 cm2/m2 powierzchni napoiny. w warstwach ze stopów na osnowie ni maksymalna zawartość fe dla napawania automatycznego wynosi 5%, a dla napawania ręcznego 7%, natomiast podczas napawania w warunkach montażu dopuszczalna zawartość fe wynosi nie więcej niż 7% dla napawania automatycznego, mniej niż 10% dla procesu napawania ręcznego. zawartość fe w warstwie napawanej na rurach metodą cmt nie powinna przekraczać 2% na powierzchni napoiny. zawartość większa niż 3% może wskazywać, że do napawania użyto drutu zawierającego więcej niż 1% fe. dodatkowym parametrem dla napoin ze stopu 625 może być twardość, która powinna być nie większa niż 250 hv10. gdy podłożem jest stal niestopowa, twardość dla swc nie powinna przekraczać 300 hv10 i 350 hv10, gdy podłożem jest stal niskostopowa. metodyka badań do badań zastosowano elementy ścian gazoszczelnych oraz rury pojedyncze proste. do przygotowania elementów próbnych zastosowano rury ze stali w gatunku p235gh, p265gh, 16mo3 wg pn-en 10216-2 oraz płaskowniki ze stali s235jr wg pn-en 10025 i 16mo3 wg pn-en 10216-2. materiały podstawowe do prób zestawiono w tablicy i. przed przystąpieniem do procesu napawania płaty ścian i rury pojedyncze zostają poddane procesowi śrutowania zgodnie z normą en iso 8501-1. podstawowa różnica pomiędzy napawaniem rur kotłowych i ścian szczelnych kotłów polega na tym, że rura podczas napawania jest w poło żeniu poziomym i obraca się wokół własnej osi, a palnik źródła cmt przemieszcza się równolegle do osi rury. dlatego palnik porusza się względem rury po linii śrubowej, ściany szczelne natomiast podczas napawania są nieruchome i są ustawione w położeniu pionowym, a na specjalnych windach przemieszcza się palnik źródła cmt. poszczególne ściegi w procesie napawania rur kotłowych są nanoszone po linii śrubowej na powierzchnię rury w sposób zapewniający równomierne pokrycie nanoszonym materiałem całej powierzchni zewnętrznej rury. w procesie powlekania ścian szczelnych kotłów (wielokrotnych układów rurapłaskownik– rura) ściegi są nanoszone jednostronnie na powierzchnię ściany (od strony wewnętrznej kotła) równolegle do jej osi, a nie spiralnie tak jak to ma miejsce w przypadku powlekania rur kotłowych. w przypadku napawania ścian szczelnych zaprojektowano i wykonano specjalne ramy mocujące, które zapobiegają deformacji ściany w procesie napawania. rury zarówno indywidualne, jak i w ścianach są podczas napawania chłodzone od środka wodą. w tym celu przewidziano specjalne systemy chłodzenia. do napawania zastosowano materiały, których składy chemiczne oraz własności mechaniczne zestawiono w tablicy ii. mgr inż. arkadiusz bolek, mgr inż. hubert smorąg – fabryka kotłów sefako s.a. 5przegląd  spawalnictwa       vol. 88 4/2016 rodzaj wyrobu, gatunek stali rura   p235gh rura   p265gh rura   16mo3 płaskownik  s235jr płaskownik  16mo3 zawartość   pierwiastków   w % mas. c ≤0,16 ≤0,20 ≤0,12÷0,20 0,17 0,12÷0,20 si ≤0,35 ≤0,40 ≤0,35 ≤0,35 mn ≤1,20 ≤1,40 0,40÷0,90 max 1,40 0,40÷0,90 p max 0,025 0,025 0,025 0,035 0,025 s max 0,020 0,020 0,020 0,035 0,010 n max 0,012 0,012 cr ≤0,30 ≤0,30 ≤0,30 ≤0,30 mo ≤0,08 ≤0,08 ≤0,08 0,25÷0,35 ni ≤0,30 ≤0,30 0,25÷0,35 ≤0,30 al.całk. ≥0,020 ≥0,020 ≤0,040 cu ≤0,30 ≤0,30 ≤0,30 max 0,55 ≤0,30 nb ≤0,010 ≤0,010 ≤0,02 v ≤0,02 ≤0,02 ≤0,02 ti max 0,04 0,04 0,03 cr+cu+mo+ni ≤0,70 ≤0,70 ≤0,70 własności   mechaniczne re0,2[mpa] 235 265 280 235 275 rm[mpa] 360÷500 410÷570 450÷600 360÷510 440÷590 a[%] 23÷25 21÷23 20÷22 26 22 tablica i. skład chemiczny oraz własności mechaniczne materiałów podstawowych rodzaj materiału napoiny g4 309 310 inconel 625 inconel 686 zawartość   pierwiastków   w % mas. c 0,13 0,03 0,08÷0,15 0,125 0,01 si 0,55 0,65÷1,2 2,0 0,40 0,08 mn 0,60 1,0÷2,5 1,0÷2,5 0,40 0,75 cr 6,4 22÷25 24÷27 21÷23 19÷23 ni 11÷14 18÷22 reszta reszta mo 3,2 0,3 0,3 8,0÷10 15÷17 cu <0,15 0,3 0,3 nb 3,2÷3,8 w 3,0÷4,4 ti 0,40 0,02÷0,25 fe reszta reszta reszta <1,0 <1,0 własności   mechaniczne re0,1[mpa] 415 379 re0,2[mpa] 320 350 re1,0[mpa] 445 rm[mpa] 510 550 830 758 a5[%] 25 20 35 60 twardość [hrc] 38÷42 temperatura  i warunki pracy [˚c] 550(a) (b) 1200(c) 450(d) (e) uwagi aodporność na erozję do temperatury 550˚c. brak możliwości gięcia elementów napawanych spoiwem typu „g4”. możliwość wykonania powłok o grubości powyżej 2 mm bodporność na korozję w zakresie temperatur: -196÷350 [°c]. elementy rur oraz ścian szczelnych pokrytych stalą typu „309” wykazują możliwości gięcia. możliwość wykonania powłok o grubości powyżej 2 mm tablica ii. składy chemiczne oraz własności mechaniczne materiałów do napawania dostępne w ofercie fabryki kotłów sefako s.a.* 6 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 4/2016 uwagi cżaroodporność, odporność na korozję wysokotemperaturową do 1200 [°c]. elementy rur oraz ścian szczelnych pokrytych stalą typu „310” wykazują możliwości gięcia. możliwość wykonania powłok o grubości powyżej 2 mm dwarstwa stosowana w kotłach do utylizacji odpadów wykazująca odporność na korozję. sugerowana temperatura pracy elementów od strony czynnika chłodzącego: max 450 [°c]. zastosowanie: komory paleniska, ścian działowych, grodziowych, przegrzewaczy pary ściany szczelne 1,2,3-go ciągu, przyrusztowych na odgięcia okien -włazowych, -palników, -rewizyjnych, rury przegrzewaczy typu wężownice, panelowe eznakomita odporność korozyjna w podwyższonej temperaturze zarówno w atmosferze redukującej jak również utleniającej, w tym odporność na korozję wżerową i szczelinową w obecności kwasu siarkowego, solnego, chlorowego * pn-en iso 18274 materiały dodatkowe do spawania -druty i taśmy elektrodowe, druty i pręty do spawania niklu i stopów niklu – klasyfikacja. pn-en iso 14343 materiały dodatkowe do spawania, druty elektrodowe, taśmy elektrodowe druty i pręty do spawania stali nierdzewnych i żaroodpornych – klasyfikacja. en 14700 materiały dodatkowe do spawania -materiały dodatkowe do napawania utwardzającego tablica ii. cd. składy chemiczne oraz własności mechaniczne materiałów do napawania dostępne w ofercie fabryki kotłów sefako s.a.* zastosowana technologia napawania technologia napawania cmt jest znaną techniką napawania łukowego opracowaną w 2002 r. przez austriacką firmę fronius. jest to metoda napawania z impulsowym podawaniem drutu, w której znacznie obniżono temperaturę łuku w porównaniu z tradycyjnym procesem napawania łukiem zwarciowym. w metodzie cmt drut jest przesuwany w kierunku podłoża do momentu pojawienia się zwarcia. następnie drut jest odciągany. kiedy zwarcie zaniknie, drut porusza się ponownie w kierunku podłoża i proces rozpoczyna się od początku (rys.1). charakterystyczną cechą metody cmt jest to, że przenoszenie metalu odbywa się przy małym prądzie, co sprawia, że ilość ciepła wydzielonego jest mała, a przez to niewielka jest głębokość przetopienia podłoża i ilość żelaza dostająca się do powłoki, podczas gdy tradycyjne łukowe metody napawania charakteryzują się dużym zwarciem prądu, a zatem dużą ilością wytwarzanego ciepła i głębokim przetopieniem podłoża. na rysunku 1 pokazano kolejne stadia napawania techniką cmt. w czasie trwania  łuku, materiałnapawany wpostaci drutu jest zbliżany   do podłoża   i następuje jego  nadtopienie. w momencie, kiedy drut zanurza się   w ciekłym metalu, łuk zostaje wygaszony,   a prąd spawania zmniejsza się. ruch wstecny drutu powoduje  oddzielenie się kropli i jej przyłączenie do  podłoża. w tym okresie prąd  zwarcia jest mały. drut jest ponownie zbliżany do napawanej powierzchni, następuje   zajarzenie łuku i cykl napawania  powtarza się. rys.1. charakterystyka przebiegu procesu spawania metodą cmt „cold metal tranfser” w ramach zaplanowanych działań badawczych wykonano szereg prób testowych zarówno na rurach, jak i na ścianach szczelnych przy użyciu technologii cmt, podczas których dokonywano doboru i modyfikacji linii synergicznych oraz ustaleń parametrów wejściowych celem uzyskania stabilnego procesu napawania. w trakcie trwania procesu napawania na bieżąco dokonywano podstawowych pomiarów grubości powłoki oraz zawartości żelaza fe na powierzchni napoiny. dalsze działania były ukierunkowane na wypracowanie optymalnej kombinacji parametrów wejściowych w celu poprawy jakości napoin. wykonano szereg próbek, z których pobrano materiał badawczy: dokonano oznaczenia próbek. badania nieniszczące obejmowały m.in. kontrolę wizualną, pęknięć powierzchniowych i porowatości (karby, otwarte pory, czy też pęknięcia na gorąco) na powierzchni napawanych powłok, jak również badania penetracyjne i badania ultradźwiękowe. w zakres badań niszczących wchodziły badania struktury oraz składu chemicznego, w tym ilości fe przechodzącego z podłoża do napoiny, jak również właściwości mechanicznych. wyniki badań przeprowadzone serie prób i badania dotyczące napawania rur kotłowych materiałem inconel 625 potwierdziły, że optymalnym rozwiązaniem jest zastosowanie układu dwuwarstwowego. zaletą takiego rozwiązania jest uzyskiwanie znacznie gładszej powierzchni wykonywanej napoiny, która jest pozbawiona wyraźnych karbów na przejściach między poszczególnymi ściegami. ze strony spawalniczej stwierdza się, że napawanie w układzie dwuwarstwowym jest procesem rys.2. fragment rury napawanej w układzie dwuwarstwowym inconelem 625 z użyciem technologii cmt   a)   b)   c) rys.3. typowy obrazy struktury powłoki ze stopu inconel 625 naniesionej na rurę 16mo3; a – obraz makrostruktury powłoki (na granicy powłoka/rura) pokazujący grubość powłoki, stopień wzajemnego zachodzenia poszczególnych ściegów, b obraz mikrostruktury przedstawiający powiększony fragment granicy powłoka/rura oraz granicy dwóch ściegów (zaznaczony strzałkami), cobraz skaningowy granicy dwóch ściegów (zaznaczony strzałkami) 7przegląd  spawalnictwa       vol. 88 4/2016 znacznie stabilniejszym z minimalną ilością wad typu pory oraz kratery. osiągnięto satysfakcjonującą wartość średnią grubości napoin. zawartość żelaza na powierzchni wszystkich wykonanych próbkach zawiera się poniżej 2 % mas. badania mikroskopowe (rys. 3) prowadzone z wykorzystaniem mikroskopii świetlnej (sm) oraz elektronowej skaningowej (sem) wykazały dobrą jakość napoin. w granicach wtopienia (powłoka/rura oraz granicy dwóch ściegów) nie obserwowano wad w postacie porów, nieciągłości, czy też braku przetopienia. obserwowano dziedziczenie orientacji kryształów utworzonych w pierwszej warstwie przez warstwę drugą (rys. 3c). w szczegółowych badaniach struktury i składu chemicznego, oprócz mikroskopu skaningowego (sem) wykorzystano również mikroanalizę rentgenowską metodami wds i eds umożliwiającą jakościową i ilościową analizę chemiczną, dla określenia składu powłok i segregacji pierwiastków (analiza punktowa liniowa i powierzchniowa mapy rozmieszczenia poszczególnych pierwiastków). powłoki ochronne – fakty wystartowaliśmy w kwietniu 2012, do dzisiaj w sefako z wykorzystaniem powłok ochronnych zrealizowano 8 projektów budowy kotłów do nowych spalarni odpadów w polsce i europie. możliwości produkcyjne napawania pozwalają na wykonywanie kompletnych instalacji kotłów do utylizacji odpadów na warsztacie sefako. posiadamy 2 instalacje do napawania ścian szczelnych, komór wyposażone w 4 głowice do napawania, każda w technologii cmt(cold metal transfer)/puls/standard, stanowisko testowe do napawania obwodowego rur oraz w nowe stanowisko do rur o długości do 8mb. podsumowanie dzięki dofinansowaniu uzyskanemu z narodowego centrum badań i rozwoju (ncbir) oraz ścisłej współpracy z akademią górniczo hutniczą w krakowie, wdrożono w fabryce kotłów „sefako” nową w skali kraju, innowacyjną technologię. stworzono tym samym możliwość powlekania w sefako s.a. elementów urządzeń energetycznych różnymi stalami dostosowanymi do wymagań i potrzeb potencjalnych odbiorców. usprawniono proces wytwarzania kotłów, poprzez częściowe wyeliminowanie dostaw zewnętrznych napawanych rur oraz ścian szczelnych dla kotłów energetycznych. zdobyte doświadczenie zespołu „sefako” oraz agh przy realizacji wspólnych prac badawczych pozwoliło poszerzyć ofertę firmy o powłoki ze stali ferrytycznych, austenitycznych oraz niklowo-chromowo-molibdenowych. należy podkreślić, iż proponowana nowa technologia pozwala na precyzyjną regulację ilości ciepła przekazywanego do podłoża, co trudne jest do uzyskania przy stosowaniu w procesie napawania powłok tradycyjnych procesów spawalniczych, np. metod mig/mag. w porównaniu do metod mig/mag technika cmt wykazuje wiele cech szczególnych tj.: kontrola łuku spawalniczego, która jest bardzo precyzyjna; powierzchnia napoiny jest praktycznie wolna od kropel i rozprysków; łuk spawalniczy jest bardzo stabilny; mała ilość ciepła przekazywanego do podłoża powoduje, że zniekształcenie napawanych materiałów jest mniejsze o 45% w porównaniu do technik konwencjonalnych; dzięki kontroli strefy wpływu ciepła, zmniejszenie właściwości mechanicznych materiału podłoża jest małe; ilość zużytej energii w porównaniu do mig/mag jest znacznie mniejsza. na dzień dzisiejszy fabryka kotłów sefako planuje dalsze prace badawczo wdrożeniowe związane z przemysłowym procesem napawania. „niskoenergetyczne napawanie stalami odpornymi na korozję i erozję powierzchni elementów kotłów energetycznych opalanych węglem” projekt współfinansowany ze środków narodowego centrum badań i rozwoju w ramach drugiej edycji programu innotech „powłoki z nadstopów niklu napawane metodą cmt na rury i ściany szczelne kotłów energetycznych do spalania odpadów” projekt współfinansowany ze środków narodowego centrum badań i rozwoju w ramach pierwszej edycji programu badań stosowanych literatura [1] materiały firmowe fabryki kotłów sefako. [2] s. a. david, j. a. siefert, j. n. dupont, j. p. shingledecker “weldability and weld performance of candidate nickel base superalloys for advanced ultrasupercritical fossil power plants part i: fundamentals” . science and technology of welding and joining vol.20(7) s. 532, 2015. [3] m. grzybicki., j. jakubowski.: badania porównawcze spawania blach ze stali karoseryjnej metodami cmt oraz mig/mag. przegląd spawalnictwa. 10 (2009) str. 32-36. [4] c. g. pickin, s. w. williams i m. lunt: characterization of the cold metal transfer (cmt) process and its application for low dilution cladding. journal of materials processing technology, 211 (2011) s. 496-502. [5] j. bruckner: metoda cmt rewolucja w technologii spawania. przegląd spawalnictwa, 7-8 (2009) s. 24-27. fabryka kotłów sefako s.a. ul. przemysłowa 9 sędziszów tel. (+48 041) 38 11 073 fax (+48 041 38 11 110) www.sefako.com.pl 201306_pspaw_5i5a.pdf 15przegląd spawalnictwa 6/2013 sylwia mosińska andrzej ambroziak artur lange piotr białucki wpływ przygotowania powierzchni na lutowność stali austenitycznych influence of surface preparation on the solderability  of austenitic steels mgr inż. sylwia mosińska, prof. dr hab. inż. andrzej ambroziak, dr inż. artur lange, dr inż. piotr białucki – politechnika wrocławska. streszczenie w artykule przedstawiono techniki oczyszczania powierzchni z tlenków oraz zanieczyszczeń (smarów, olejów, zadziorów, opiłków i innych) powierzchni obrabianego metalu. przedstawiono również trudności występujące przy lutowaniu stali austenitycznej. abstract the paper presents techniques for cleaning the surface to elimination of oxides and contaminants (grease, oil, burrs, chips and other) from the surface of the machined metal piece. it also presents difficulties of soldering austenitic steel. wstęp ciągły rozwój techniki wpływa na zwiększenie wymagań stawianych materiałom co do właściwości mechanicznych i odporności na korozję. bardzo ważnym problemem dla przemysłu jest dobranie odpowiednich materiałów do pracy w określonych warunkach [1]. stal nierdzewna to ogólny termin obejmujący dużą grupę materiałów w mniejszym lub większym stopniu odpornych na korozję. jest to zależne od składu chemicznego stali oraz od rodzaju obróbki cieplnej, jakiej była poddana. z tego powodu stale nierdzewne podzielono na grupy. w tym artykule przyjęto temat stali austenitycznych. stal austenityczna stal austenityczna charakteryzuje się wysoką odpornością korozyjną i temperaturową oraz wytrzymałością mechaniczną w zakresie od 450 do 950 mpa. stale te są odporne głównie na korozję chemiczną, w tym na utlenianie w atmosferze powietrza, pary wodnej, na działanie zimnych roztworów alkalicznych, rozcieńczonych kwasów i soli z wyjątkiem chlorków, siarczanów i jodków oraz na działanie ropy naftowej i jej par, paliw, olejów, alkoholi, a także środków spożywczych. duża odporność na korozję spowodowana jest zawartością w stali co najmniej 11% chromu [2]. przy takiej zawartości następuje gwałtowna zmiana potencjału elektrochemicznego na dodatni. na powierzchni stali tworzy się niewidoczna gołym okiem błona tlenków zapobiegająca korozji. drugą istotną cechą stali nierdzewnej (obok dużej odporności korozyjnej) jest zdolność do natychmiastowej regeneracji powierzchniowej błony ochronnej w miejscach uszkodzenia, np. zarysowania. ta wyjątkowa cecha nosi nazwę samopasywacji i jest wynikiem obecności kilkuatomowej grubości warstwy tlenków pierwiastków stopowych. właśnie ze względu na te właściwości zastosowanie stali austenitycznej jest bardzo szerokie, począwszy od środowiska wodnego o bardzo dużej agresywności, przez przemysł chemiczny i petrochemiczny, konstrukcje lotnicze, okrętowe, kolejowe, budowlane, po sprzęt gospodarstwa domowego, między innymi przy produkcji zmywarek, pralek, zlewozmywaków, garnków, lamp i wielu innych (rys. 1). jednak stale te są wrażliwe na obróbkę cieplną i tego powodu próby łączenia termicznego wpływają na 16 przegląd spawalnictwa 6/2013 właściwości mechaniczne w strefie wpływu ciepła. już w temperaturze 550÷750oc wydziela się węglik chromu, co wpływa na przyspieszenie procesu korozji. kolejnym problemem są tlenki chromu, których temperatura topnienia jest bardzo wysoka ttopcr2o3 = 2437 oc, co w dużym stopniu utrudnia spajanie [3, 4]. proces łączenia budowa lutowanego złącza zależy przede wszystkim od rodzaju wzajemnego oddziaływania na siebie lutowanego metalu podłoża i lutu, a więc od ich składu chemicznego i właściwości. istotny wpływ wywierają również takie czynniki, jak temperatura procesu, wielkość szczeliny między łączonymi powierzchniami, sposób ochrony złącza przed utlenianiem (topniki, atmosfera ochronna), metoda lutowania, ale przede wszystkim właściwe oczyszczenie łączonych powierzchni. złożony mechanizm powstawania połączeń lutowanych, oparty na wielu różnych zjawiskach fizykochemicznych, pozwala stwierdzić, że ocena lutowności danego materiału wymaga zwykle uwzględnienia: – sposobu przygotowania i stanu powierzchni lutowanych materiałów (w szczególności materiałów, na których znajdują się trudne do usunięcia warstewki tlenkowe), – kształtu i wymiarów złącza, – rodzaju i postaci lutowia, – rodzaju i postaci topnika lub rodzaju atmosfery kontrolowanej, – metody, techniki i przebiegu temperaturowo-czasowy nagrzewania i chłodzenia złącza. do niedawna lutowanie stali nierdzewnej odbywało się za pomocą lutów cynowo-ołowiowych, jednak ze względu na szkodliwy wpływ ołowiu na organizm ludzki i środowisko wycofano stosowanie tej grupy stopów. obecnie do lutowania stali nierdzewnych w powietrzu stosuje się luty cynowo-srebrowe, a także specjalne stopy lutownicze na bazie srebra z dodatkiem miedzi, indu, niklu, cynku i cyny o stosunkowo niskich temperaturach topnienia (ok. 600÷750ºc) oraz topniki rys. 1. poręcz wykonana ze stali nierdzewnej fig. 1. the austenitic steel balustrade fluorkowe o wysokiej aktywności. wyeliminowano za to lutowia miedziano-fosforowe, które nie nadają się bezpośrednio do lutowania stali cr-ni z powodu tworzenia kruchych faz międzymetalicznych na granicy stal – lutowina [5, 6]. w procesie lutowania istotnym czynnikiem jest zwilżalność powierzchni materiału przez stop lutowniczy. charakter i stopień rozpływności zależy od powinowactwa chemicznego metalu łączonego i lutu, temperatury procesu, aktywności topnika albo atmosfery redukcyjnej lub wysokości podciśnienia (próżni), tekstury powierzchni, stanu jej utlenienia itp. czynników. dlatego podczas lutowania stali nierdzewnej należy pamiętać o tlenkowej powierzchni ochronnej, która musi zostać usunięta aby połączenie było właściwe. czystość powierzchni można osiągnąć przez mechaniczne lub chemiczne/elektrochemiczne usunięcie warstwy tlenków z powierzchni materiału. następnie należy zastosować topniki bądź atmosferę ochronną aby uniemożliwić ponowny wzrost warstwy ochronnej. trudności lutowania stali austenitycznych wszystkie stale nierdzewne, przy wyjściu z huty są poddawane specjalnemu procesowi, w którym powierzchnia blachy jest dodatkowo pasywowana, co przyspiesza naturalny wzrost warstwy tlenku chromu. proces ten chroni stal nierdzewną w czasie transportu i magazynowania przed korozją. podczas gdy tworzymy z materiału jakiś element, musimy go pociąć, odkształcić, a następnie połączyć. te procesy powodują zmiany w strukturze molekularnej blachy w poblizu miejsca łączenia. jednak wszelkiego rodzaju przebarwienia, naloty tlenków żelaza i inne chemiczne uszkodzenia powierzchni można usunąć za pomocą obróbki ściernej oraz preparatów trawiących. dodatkowo stale cr-ni charakteryzują się dużą rozszerzalnością i małą przewodnością cieplną, co należy również uwzględnić podczas projektowania złączy i oprzyrządowania oraz wyboru metody lutowania i cyklu nagrzewania. należy też wziąć pod uwagę skłonność nierdzewnych stali austenitycznych do korozji międzykrystalicznej i stosować możliwie krótkie czasy nagrzewania podczas lutowania. przegrzanie złączy prowadzi do utworzenia bardzo trwałej warstewki tlenkowej cr2o3 niezwilżanej przez lut, co uniemożliwia uzyskanie poprawnego połączenia lutowanego [7]. podczas lutowania stali austenitycznych istnieje także zagrożenie związane z wystąpienia korozji naprężeniowej, która może doprowadzić nawet do zniszczenia złącza lutowanego na granicach ziarn austenitu, spowodowanego głęboką penetracją ciekłego lutu, zwłaszcza na osnowie miedzi. zapobiegając występowaniu takiego zjawiska, należy: wyżarzyć przed lutowaniem elementy wykonywane metodami przeróbki plastycznej celem usunięcia naprężeń wewnętrznych, nie stosować przyrządów 17przegląd spawalnictwa 6/2013 wywołujących naprężenia elementów w strefie lutowania, stosować sposoby nagrzewania minimalizujące wystąpienie naprężeń cieplnych w złączu [5]. duży współczynnik rozszerzalności cieplnej stali czy przewodności cieplnej, można przyczynić się do wystąpienia odkształceń i naprężeń szczątkowych oraz kumulacji energii w strefie wpływu ciepła, a także zmiany struktury stali pod wpływem ciepła objawiającej się wydzieleniem węglików chromu na granicach ziarn austenitu. powoduje to zubożenie przygranicznych stref ziarna w chrom, zmniejszając tym samym odporność stali na działanie korozji międzykrystalicznej. mogą wystąpić wtedy pęknięcia na gorąco, wydzielanie kruchej fazy międzymetalicznej б i występowanie korozji powierzchniowej, naprężeniowej lub międzykrystalicznej (rys. 2, 3) [8]. stale austenityczne podczas termicznego procesu łączenia wykazują skłonność do pęknięć na gorąco [8]. podstawową przyczyną występowania tego zjawiska są niskotopliwe eutektyki ni3s2–ni oraz ni–nb, których temperatury topnienia wynoszą odpowiednio 645 i 1270°c [11]. są one usytuowane zwykle na granicach ziarn i mają duży wpływ na pogorszenie spójności międzykrystalicznej. istotnym zagrożeniem jest również tworzenie się kruchej fazy międzymetalicznej б typu fe-cr, której sprzyja nie tylko nagrzewanie w zakresie temperatury 600÷850°c, ale także obecność naprężeń spowodowanych zgniotem na zimno. obecność fazy б pogarsza plastyczność materiału, wpływa niekorzystnie na udarność w niskich temperaturach oraz pogarsza właściwości antykorozyjne stali. z uwagi na reakcję fosforu z żelazem i niklem lutowanie rys. 2. korozja międzykrystaliczna austenitycznej stali cr-ni 18/8, stan nietrawiony [9] fig. 2. intercrystalline corrosion in cr-ni austenitic steel – 18 8 type, without etching [9] rys. 3. korozja naprężeniowa w stali 18/10 przebiegająca po granicach ziarn austenitu, stan nietrawiony [10] fig. 3. stress corrsion in 18-10 steel in austenite grain boundaries, without etching [10] stali chromowo-niklowych spoiwami na osnowie cu-p jest zabronione, gdyż na granicy stal-lutowina powstają kruche fazy międzymetaliczne fe2p i ni2p, które wykazują ograniczoną rozpuszczalność w miedzi i zwiększają skłonność złączy do pęknięć (rys. 4) [12]. trwałość połączenia lutowanego zależy bezpośrednio od dobrej jakości połączenia. należy więc spełniać wymogi dotyczące właściwego przygotowania powierzchni, zastosowania odpowiednich materiałów dodatkowych, a także doboru techniki lutowania w połączeniu ze staranną obróbką wykańczającą lutowiny. rozpływność lutu po powierzchni części lutowanych zależy od wielu czynników, w tym przede wszystkim od czystości powierzchni, aktywowanej często topnikami lub gazową atmosferą redukcyjną. jeżeli topnik nie zwilży powierzchni styku części lub jeśli atmosfera gazowa nie będzie miała dostatecznego dostępu do złącza, to lut nie rozpłynie się po powierzchni części złącza lub może wystąpić tylko częściowe wypełnienie szczeliny lutem, co można zaobserwować na rysunkach 5c i 5d. przygotowanie powierzchni metody oczyszczania stali nierdzewnej bez względu na metodę łączenia i rodzaj złącza zasadniczą sprawą jest właściwe oczyszczenie łączonych materiałów zarówno przed ich połączeniem, jak i po połączeniu. oczyszczenie powierzchni z wszelkich tlenków, olejów, smarów, brudu oraz innych obcych ciał pozwoli uzyskać lutowiny o estetycznym wyglądzie i dobrych właściwościach mechanicznych [14]. jednak należy pamiętać, że po wytrawieniu na powierzchni metalu natychmiast wytwarza się ochronna warstwa tlenków chromu, jeżeli tylko ma styczność z powietrzem lub wodą. jest to naturalna pasywacja metalu, która bardzo przeszkadza przy procesach łączenia materiałów. dlatego po oczyszczeniu powierzchni metodami mechanicznymi, chemicznymi czy elektrochemicznymi stosuje się topniki, które w sposób mechaniczny ograniczają dostęp atmosfery do punktu lutowania, a także rys. 4. strefa reakcyjna z fosforkami żelaza w lutowinie ag 304 + 0,3% p [13] fig. 4. stress relaxation zone with iron phosphide in ag 304 + 0,3 % p solder [13] 18 przegląd spawalnictwa 6/2013 przygotowują powierzchnię, oczyszczając ją chemicznie z produktów utleniania, mogą również wspólnie z lutem wchodzić częściowo w reakcje, które sprzyjają poprawie właściwości tworzonego lutowia. głównym zadaniem topników jest oczyszczenie i utrzymanie odtlenionej powierzchni w takim stanie, aby zwiększyć rozpływność lutu przez zmniejszenie napięcia powierzchniowego w miejscu styku powierzchni. przygotowanie powierzchni ze stali nierdzewnej zawsze zależy od późniejszej eksploatacji w określonym środowisku. dla bardziej surowych korozyjnie warunków wymagane jest dokładniejsze przygotowanie powierzchni. metody oczyszczania mechanicznego oczyszczanie mechaniczne wiąże się z użyciem narzędzi. wyróżniamy tu m.in. takie techniki jak: – szczotkowanie, które umożliwia uzyskanie powierzchni pozbawionych luźnych produktów korozyjnych. – szlifowanie za pomocą szlifierek tarczami ściernymi; jest to metoda oczyszczania, wygładzania i zaokrąglania ostrych krawędzi elementów, jak i oczyszczania m.in. złączy nitowanych, spawanych itp. – polerowanie polegającymi na usunięciu rys powstałych podczas innych zgrubnych metod oczyszczania. zapewnia najwyższą gładkość powierzchni. może być realizowane mechanicznie rys. 5. przykłady wpływu przygotowania części do lutowania na wypełnienie szczeliny lutowniczej: a) złącze poprawne z prawidłową wypływką lutu, b) lut na całej powierzchni styku części z rys. 5a, c) złącze wadliwe niewypełnione lutem, d) lut lokalnie zwilżył powierzchnie styku części w złączu z rys. 5c fig. 5. an example of the impact of the preparation of the solder to fill in the gap solder: a) correct solder joint shape; b) solder on the entire contact surface from fig. 5a; c) the defective joint – not filled gap by solder; d) locally wetted by solder surfaces in the joint from fig. 5c lub elektrolitycznie. w przypadku polerowania mechanicznego stosuje się obrotowe tarcze polerskie pokryte filcem i zwilżone wodną zawiesiną al2o3, fe2o3 lub cr2o3, a także pasty diamentowe o bardzo małej ziarnistości. sam przebieg polerowania musi być przeprowadzony z dużą dokładnością, tak aby nie utworzyć umocnionej warstwy powierzchniowej, tzw. warstwy bilby’ego, wywołanej zbyt dużym naciskiem obrabianego przedmiotu na tarczę polerską. – oczyszczanie strumieniowo-ścierne, które polega na tym, że ziarna materiału ściernego z dużą prędkością w strumieniu gazu lub/i cieczy zostają skierowane na przeznaczoną do oczyszczenia powierzchnie. po tej obróbce otrzymuje się powierzchnie metalicznie czyste, pozbawione wszelkich zanieczyszczeń stałych, takich jak tlenki, pozostałości lakierów i farb. jednak nie usuniemy tą metodą olejów, smarów, emulsji, śladów kwasów ani alkalii oraz grafitu, smarów ciągarskich i past polerskich. dlatego przed zastosowaniem tej metody oczyszczania wstępnie oczyszczamy elementy chemicznie (odtłuszczamy lub zobojętniamy). – oczyszczanie luźnym ścierniwem polegające na umieszczeniu drobnych elementów wraz ze ścierniwem w specjalnym urządzeniu, a następnie wprawieniu tego pojemnika w ruch obrotowy lub wibracyjny (obróbka w bębnach obrotowych lub wibracyjnych, gdzie dodatkowo wsad zwilżany jest z reguły roztworem mieszanki chemicznej. metody oczyszczania chemicznego i elektrochemicznego obróbka chemiczna detalu może być procesem końcowym lub procesem wstępnym przed polerowaniem elektrochemicznym. wśród dostępnych metod stosowane są: – odtłuszczanie w rozpuszczalnikach organicznych. najczęściej jest to zabieg wstępny przed innymi metodami. rozpuszczalniki stosowane do odtłuszczania to m.in. benzyna i nafta. – odtłuszczanie w roztworach alkalicznych. polega na zmydlaniu tłuszczów roślinnych i zwierzęcych oraz emulgowaniu olejów mineralnych przez alkalia. – odłuszczanie emulsyjne. zatłuszczoną powierzchnię lub zanieczyszczoną po obróbce mechanicznej, poddaje się działaniu emulsji zawierającej związki powierzchniowo czynne oraz rozpuszczalniki. – odtłuszczanie elektrolityczne – zemulgowanie tłuszczów i olejów za pomocą wydzielających się w procesie elektrolizy pęcherzyków gazów: wodoru na katodzie i tlenu na anodzie. blachy umieszcza się w wannie z roztworem alkalicznym jako katodę lub jako anodę i poddaje działaniu prądu stałego. – trawienie – metoda usuwania tlenków z powierzchni metali za pomocą roztworów kwasów, wodorosoli 19przegląd spawalnictwa 6/2013 lub alkaliów. może być realizowane chemicznie tzn. bez przepływu prądu elektrycznego, lub elektrolitycznie. – trawienie chemiczne. zanurzenie przedmiotów w odpowiednich roztworach kwasów lub alkaliów – gdzie zachodzi reakcja z tlenkami znajdującymi się na powierzchni danego metalu. w przypadku wyrobów stalowych trawienie chemiczne polega na usuwaniu rdzy oraz zgorzeliny za pomocą kwasów mineralnych. – trawienie elektrolityczne. zachodzi w wyniku działania prądu elektrycznego. proces może być prowadzony katodowo (redukcja tlenków metalu za pomocą wydzielającego się wodoru) lub anodowo (rozpuszczanie oraz mechaniczne odrywanie tlenków w wyniku wydzielania się tlenu). podstawowym składnikiem elektrolitu do trawienia elektrolitycznego jest z reguły kwas siarkowy. – polerowanie chemiczne – rozpuszczanie powierzchni obrabianych elementów, co powoduje ich stopniowe wygładzenie. w czasie polerowania rozpuszczeniu ulegają jedynie wierzchołki nierówności, a wgłębienia pozostają bez zmian. – polerowanie elektrolityczne – anodowe rozpuszczanie powierzchni metalu podłoża w odpowiednio dobranym elektrolicie. stosowane elektrolity stanowią zwykle mieszaninę związków utleniających oraz kwasów. termiczne oczyszczanie powierzchni oczyszczanie płomieniowe – polega na tym, że powierzchnię pokrytą śladami korozji, zgorzeliny, starą powłoką malarską i innymi zanieczyszczeniami poddaje się działaniu płomienia pochodzącego z palnika gazowego. wnioski przed procesem lutowania powierzchnia powinna być pozbawiona wszelkich zanieczyszczeń, bowiem niewłaściwe przygotowanie powierzchni spowoduje wiele ujemnych skutków, takich jak: brak zwilżalności, zmniejszenie przyczepności lutu do podłoża/ przyklejenie i gładkości powierzchni, rozwój korozji podpowłokowej oraz brak właściwej dyfuzji materiału/pierwiastków lutu w głąb stali. jako gazy osłonowe zaleca się stosować gazy obojętne, w celu ograniczenia do minimum procesu literatura [1] wróbel m., nowak s., blacharski m.: inżynieria materiałowa 3 (2003) 101-110. [2] przybyłowicz k.: metaloznawstwo, wnt, warszawa 2009. [3] mirski z., granat k., bulica a.: problemy występujące przy spajaniu miedzi ze stalą kwasoodporną, viii konferencja naukowo-techniczna, problemy i innowacje w remontach energetycznych pire 2005, wyd. obr gospodarki remontowej energetyki, wrocław 2005, s. 211-222. [4] mirski z., granat k., winiowski a., bulica a.: porównanie metod spajania miedzi ze stalą austenityczną, inżynieria materiałowa, nr 3/2006, s. 205-208. [5] pilarczyk j.: poradnik inżyniera. spawalnictwo, t. 2 (pod red. j. pilarczyka), wnt, warszawa 2005. [6] mirski z., granat k., prasałek a.: the diffusive barriers in copper brazing with austenitic steel by use the cu-ag-p (l-ag15p) filler metal, the archives metallurgy and materials, t. 53, 4/2008, s. 1035-1046. nawęglania metalu spoiny. ze względu na możliwość deformowania i odkształcania się łączonych materiałów zaleca się dodatkowe usztywnianie elementów. do czyszczenia złącza po lutowaniu należy używać szczotek wykonanych z nierdzewnej stali chromowej lub chromowo-niklowej. jako gazy osłonowe zaleca się stosować gazy obojętne, w celu ograniczenia do minimum procesu nawęglania metalu spoiny [7] www.euro-inox.org/pdf/map/stainlesssteelproperties_pl.pdf [8] tasak e.: metalurgia spawania, wyd. jak, kraków, 2008. [9] www.ewamalecka.republika.pl/elements/cu.htm [10] dudziński w.: atlas struktur metali i stopów, instytut mechaniki technicznej i materiałoznawstwa, opracowanie wewnętrzne, politechnika wrocławska, wrocław 1995. [11] mirski z., granat k., prasałek a.: lutowanie twarde miedzi ze stalą chromowo-niklową w urządzeniach chłodniczych, polski instalator, nr 9/2007, s. 72-76. [12] mottram d.r., wronski a.s., chiton a.c.: brazing copper to mild and stainless steels using copper – phosphorus – tin pastel, welding journal, april 1986, s. 43-46. [13] siebert r., zimmermann k. f.: löten als verbindungstechnik für metallische werkstoffe, h. 27, technik die verbindet, hanau 1975. [14] spawanie. wytyczne dotyczące spawania metali; pkn, pn-en 1011-3, listopad 2002. ps 001 2016 www.pdf 143przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 wykorzystanie szumu barkhausena jako metody pomiaru  twardości materiału ferromagnetycznego using barkhausen noise as a ferromagnetic material hardness test method dr hab. inż. maciej roskosz; mgr inż. krzysztof fryczowski;  – politechnika śląska, instytut maszyn i urządzeń energetycznych. autor korespondencyjny/corresponding author: maciej.roskosz@polsl.pl streszczenie tradycyjne metody pomiaru twardości nie umożliwiają wielokrotnych okresowych pomiarów w tym samym miejscu, ze względu na odkształcenia plastyczne powierzchni spowodowane przez wgłębnik twardościomierza. potencjalną alternatywą jest wykorzystanie metod magnetycznych badań nieniszczących, do których zaliczany jest pomiar szumu barkhausena, gdzie taka niedogodność nie występuje, a z przeprowadzonych badań eksperymentalnych wynika, że jest silnie powiązany z mikrostrukturą materiału ferromagnetycznego. celem badań zaprezentowanych w artykule było opracowanie zależności diagnostycznych pomiędzy wielkościami charakterystycznymi szumu barkhausena a twardością vickersa hv5. poszukiwano takich parametrów, dla których wartość współczynnika determinacji r2 korealcji liniowej z twardością hv5 osiągałaby wartość maksymalną. badania wykonano na próbkach płytowych wykonanych ze stali s235 i dc01am. słowa kluczowe: szum barkhausena; pomiar twardości abstract traditional hardness measurement method don’t allow for multiple and periodic measurement in the same spot, due plasticall deformation that occur during test. potential alternative a potential alternative are magnetic non-destructive methods, such as the barkhausen noise measurement, where this disadvantage is no present and experimental studies prove its strong dependence to microstructure. the aim of the study presented in this paper was to develop diagnostic relationships between characteristic parameters that desribes barkhausen noise quantitatively and hv5 hardness. the quantities that describe the barkhausen noise quantitatively for which the highest value of r2 of linear correlation with hv5 hardness was looking for. tests were performed on plastically deformed samples maded of s235 and dc01am steel grade. keywords: barkhausen noise; hardness measurement wstęp efekt barkhausena to zjawisko, które można zaobserwować, w przypadku obecności źródła zewnętrznego pola magnetycznego w pobliżu materiału ferromagnetycznego. gdy wokół materiału zostanie nawinięte uzwojenie, do którego podłączono oscyloskop, to zaobserwowane zostaną skoki napięcia, które zostały wyindukowane w uzwojeniu na skutek zmian magnetyzacji zachodzących w materiale. wiele z ośrodków badawczych [1÷8] zajmuje się potwierdzeniem przydatności oraz identyfikacją ograniczeń zastosowania efektu barkhausena w diagnostyce. między innymi prowadzone są badania zmierzające do opracowania korelacji pomiędzy wielkościami ilościowo opisującymi szum barkhausena a rozkładem twardości i mikrotwardości. badania te dotyczą rozkładu twardości w funkcji odległości od powierzchni próbki [5-6], rozkładu twardości w spoinie i w strefie wpływu ciepła [7] oraz wpływu odkształcenia plastycznego oraz wpływu eksploatacji na zmiany twardości [8]. w artykule przedstawiono analizę możliwości opracowania relacji diagnostycznych, które mogą zostać wykorzystane maciej roskosz, krzysztof fryczowski przeglad welding technology review w praktyce inżynierskiej pomiędzy twardością i wielkościami opisującymi ilościowo szum barkhasuena. dobra korelacja pomiędzy tymi wielkościami umożliwiłaby na okresowe i wielokrotne pomiary twardości w tym samym miejscu, czego nie można zrealizować wykorzystując tradycyjne metody pomiaru twardości. szczegóły badań badania przeprowadzono na próbkach płytowych wykonanych ze stali s235 oraz dc01am, które były poddane jednoosiowemu rozciąganiu. obciążanie próbek przerywano w momencie pojawienia się wyraźnego lokalnego przewężenia. w obszarze tym na skutek umocnienia materiału zachodzi zmiana twardości materiału. nierównomierne odkształcenie plastyczne spowodowane przez geometrię próbki, prowadzi do powstania szczególnego profilu twardości na powierzchni próbki. 144 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 pomiary szumu barkhausena przeprowadzono z wykorzystaniem systemu pomiarowego meb4-c firmy mag-lab s.c. w każdym z wybranych punktów na powierzchni próbki szum barkhausena mierzono przykładając jarzmo magnesujące w dwóch prostopdałych do siebie kierunkach, tj. w kierunku x prostopadłego do kierunku zadawanego obciążenia i kierunku y równoległego do kierunku zadawanego obciążenia. częstotliwość próbkowania sygnału wynosiła 800 khz, przebieg sygnału prądowego wzbudzenia miał kształt trójkąta symetrycznego o amplitudzie 2 a a jego częstotliwość wynosiła 2 hz. pomiary twardości hv5 wykonano twardościomierzem krautkramer tiv. analiza wyników badań w celu opracowania relacji diagnostycznych z twardością hv5, zmierzony sygnał został przetworzony w celu otrzymania jego charakterystycznych wielkości. głównym celem analizy było wyznaczenie maksymalnej wartości współczynnika determinacji r2 modelu prostej regresji liniowej relacji wartości twardości hv5 i każdej z wielkości charakterystycznej opisującej szum barkhausena ilościowo. analizowano następujące wielkości: – energię szumu barkhausena ebn, – maksymalną wartość obwiedni cqmamax, – widmo analizy częstotliwościowej z wykorzystaniem szybkiej transformaty fouriera, – rozkład wysokości impulsów (ang. pulse height distribution). w praktyce inżynierskiej, relacje diagnostyczne powinny być niezależe od kierunku naprężeń resztkowych w materiale, które są zazwyczaj nieznane. propozycją uproszczonego rozwiązania jest moduł wartości parametru szumu barkhausena, który może zostać określony następująco: (1) gdzie: vx i vy to odpowiednio wartości parametru dla dwóch prostopadłych do siebie kierunków przyłożenia zewnętrznego pola magnetycznego. wszystkie wielkości są określane w dalszej części artykułu przy użyciu zależności (1). energia szumu barkhausena ebn energia szumu barkhausena, określana również jako intensywność szumu barkhausena, definiowana jest w postaci: (2) gdzie: n – liczba próbek sygnału, z których obliczana jest średnia kwadratowa, ubni– wartość napięcia zarejestrowanego w cewce pomiarowej dla i-tej próbki sygnału, fpr – częstotliwość próbkowania sygnału. wykresy zależności pomiędzy energią ebn i twardością hv5 przedstawiono dla obu stali na rysunku 1 i 2. na każdym z wykresów naniesiono wartość współczynnika determinacji r2, który mówi nam o stopniu korelacji liniowowści pomiędzy obiema wielkościami. w przypadku stali dc01am można mówić o dobrej, natomiast w przypadku stali s235 o dostatecznej korelacji ebn z twardością hv5. wartość maksymalna obwiedni obwiednię sygnału barkhausena otrzymuje się dokonując operacji wygładzania nieprzetworzonego sygnału rys. 1. zależność pomiędzy energią ebn i twardością hv5 dla stali s235 fig. 1. dependency between ebn and hv5 for s235 steel rys. 2. zależność pomiędzy energią ebn i twardością hv5 dla stali dc01am fig. 2. dependency between ebn and hv5 for dc01am steel z wykorzystaniem ruchomej centralnej średniej kwadratowej cqma (ang. central quadratic moving average), w której wartość średnia przypisywana jest dla czasu będącego medianą zakresu objętego oknem czasowym. (3) gdzie: i – numer próbki początku okna czasowego, n – całkowita liczba próbek, k – szerokość okna czasowego obserwacji. na obwiedni można wyróżnić wartość maksymalną oznoczną cqmamax. wykresy zależności pomiędzy maksymalną amplitudą impulsów napięciowych cqmamax i twardością hv5 dla obu stali przedstawiono na rysunkach 3 i 4. rys. 3. zależność pomiędzy cqmamaxi twardością hv5 dla stali s235 fig. 3. dependency between cqmamax value and hv5 for s235 steel 145przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 w przypadku amplitudy cqmamax w obu przypadkach, wartość współczynnika determinacji r2 korelacji obydwu wielkości jest na niezadowalającym poziomie (niecałe 0,6 dla stali dc01am i zaledwie 0,19 dla s235). widmo analizy częstotliwościowej z wykorzystaniem  szybkiej transformaty fouriera w analizie częstotliwościowej sygnału następuje transformacja dziedziny opisu sygnału z czasowej na częstotliwościową. w wyniku transformacji sygnału otrzymuje rys.  4. zależność pomiędzy cqmamax i twardością hv5 dla stali dc01am fig. 4. dependency between cqmamax value and hv5 for dc01am steel rys. 5. wartość współczynnika determinacji r2 w funkcji częstotliwości f dla stali s235 fig. 5. r2 coefficient value as function of frequency f for s235 steel rys. 6. wartość współczynnika determinacji r2 w funkcji częstotliwości f dla stali dc01am fig. 6. r2 coefficient value as function of frequency f for dc01am steel się widmo fouriera, które można interpetować jako miara korelacji badanego sygnału z kolejnymi częstotliwościami funkcji harmonicznych. widmo jest najczęściej bardzo nieregularne, dlatego rozkład ammplitudowy został odszumiony (wygładzony) przy użyciu filtra savitzkiego-golaya. następnie przeprowadzono korelację twardości hv5 z wartościami amplitudy afft dla kolejnych składowych częstotliwości. zależność współczynnika determinacji r2 korelacji liniowej pomiędzy twardością hv5 a amplitudą afft w funkcji kolejnych składowych harmonicznych o częstotliwości f, przedstawiono na rysunkach 5 i 6. przykładową zależność pomiędzy amplitudą afft dla wybranych częstotliwości składowych harmonicznych i twardością hv5 (obszary na rys. 5 i 6) zostały przedstawione na rysunkach 7 i 8. w obu przypadkach współczynnik determinacji r2 przyjmuje wartości powyżej 0,8 co mówi nam o dobrej lub nawet bardzo dobrej korelacji z twardością hv5. rys.  7. amplituda składowej harmonicznej afft o częstotliwości 117 khz w funkcji hv5 dla stali s235 fig. 7. dependency between amplitude afft for harmonics frequency 117 khz and hv5 for s235 steel rys.  8. amplituda składowej harmonicznej afft o częstotliwości 160 khz w funkcji hv5 dla stali dc01am fig. 8. dependency between amplitude afft for harmonics frequency 160 khz and hv5 for dc01am steel rozkład wysokości impulsów rozkład wysokości impulsów (ang. pulse. height. distribution) otrzymywany jest z sygnału mierzonego, będącego zbiorem impulsów napięciowych, wśród których możemy wyróżnić tzw. zdarzenia [9]. dla ustalonego progu napięciowego, wystąpienie zdarzenia określane jest na podstawie 3 kolejnych próbek sygnału których wartości są wyższe od tego progu i w którym próbka środkowa ma wartość wyższą od próbek skrajnych. wyniki przedstawiane są na wykresach przedstawiających rozkład liczby zdarzeń nbn w funkcji napięcia 146 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 progowego ug. ograniczono się do wykresów zależności współczynnika determinacji r2 korelacji liniowej pomiędzy twardością hv5 a ilością zdarzeń nbn dla kolejnych progów napięciowych ug, przedstawionych na rysunkach 9 i 10. tak jak w przypadku analizy częstotliwościowej zaznaczono obszary występowania maksymalnych wartości rys. 9. wartość współczynnika determinacji r2 w funkcji napięcia progowego ug dla stali s235 fig. 9. r2 coefficient value as function of threshold voltage ug for s235 steel rys. 10. wartość współczynnika determinacji r2 w funkcji napięcia progowego ug dla stali dc01am fig. 10. r2 coefficient value as function of threshold voltage ug for dc01am steel rys. 11. całkowita liczba zdarzeń nbn powyżej progu 0.5 v w funkcji hv5 dla stali s235 fig. 11. dependency between total number of events above 0.5 v threshold and hv5 for s235 steel rys. 12. całkowita liczba zdarzeń nbn powyżej progu 3.6 v w funkcji hv5 dla stali dc01am fig. 12. dependency between total number of events above 3.6 v threshold and hv5 for dc01am steel współczynnika determinacji r2. w przypadku każdej ze stali wybrano próg napięciowy z tego obszaru a zależności pomiędzy liczbą zdarzeń i twardością hv5 można obserwowować na rysunku 11 i 12. w przypadku stali s235 współczynnik r2 przyjmuje wartość 0,93 co daje bardzo dobrą korelację z twardością. dla drugiej stali możemy mówić o dobrej korelacji. podsumowanie w celu oceny możliwości opracowania relacji diagnostycznych pomiędzy twardością i parametrami opisującymi ilościowo szum barkhausena, przeprowadzono pomiary szumu barkhausena na próbkach wykonanych z dwóch gatunków stali. do analizy wykorzystano energię szumu barkhausena ebn, wartość maksymalną obwiedni cqmamax, widmo analizy częstotliwościowej z wykorzystaniem szybkiej transformaty fouriera oraz rozkład wysokości impulsów. szczególnie wysokim współczynnikiem determinacji r2 charakteryzują się regresje liniowe pomiędzy twardością hv5 a wybranymi przedziałami częstotliwości składowych w widmie fft oraz przedziałami napięcia progowego ug. wartość współczynnika r2 osiąga w tych przedziałach wartości 0,8 – 0,9, co można ocenić jako dobrą korelację tych parametrów z twardością hv5. parametry te pozwalają z określoną dokładnością oszacować twardość elementów wykonanych ze steli s235 i dc01am. w przypadku pozostałych parametrów, nie uzyskano tak dobrej korelacji. literatura [1] g. dobmann, i. altpeter et al.; „barkhausen noise measurements and related measurements in ferromagnetic materials”; in sensing for material characterization, processing and manufacturing, edited by g. birnbaum and b. a. auld, vol. 1, the american society for nondestructive testing (asnt), s. 233251, 1998. [2] m. roskosz, m. witoś, k. fryczowski; „studies on magnetic and mechanical properties in plastically deformed ferromagnetic steels”; studies in applied electromagnetics and mechanics, vol. 39 electromagnetic nondestructive evaluation (xvii), ios press, s. 271-279, 2014. [3] m. blaow, j. evans, b. shaw; „effect of hardness and composition gradients on barkhausen emission in the case of hardened steel”, journal of magnetism and magnetic materials; vol.153, s. 159–303, 2006. [4] l. piotrowski, b. augustyniak, m. chmielewski, i. tomáš; „the influence of plastic deformation on the magnetoelastic properties of the csn12021 grade steel”, journal of magnetism and magnetic materials, vol. 321, s. 2331–2335, 2009. [5] l. r. padovese, n. martin, f. millioz; „time−frequency and time-scale analysis of barkhausen noise signals”; proceedings of the institution of mechanical engineers, part g: journal of aerospace engineering, vol. 223, s. 577–588, 2009. [6] d. o’sullivan, m. cotterell, d. a. tanner, i. meszaros; „characterisation of ferritic stainless steel by barkhausen techniques”; ndt&e int., vol. 37, s. 489–496, 2004. [7] p. vourna, a. ktena, p. e. tsakiridis, e. hristoforou; „a novel approach of accurately evaluating residual stress and microstructure of welded electrical steels”; ndt&e int., vol. 71, s. 33–42, 2015. [8] j. w. wilson, n. karimian et al.; „measurement of the magnetic properties of p9 and t22 steel taken from service in power station”; journal of magnetism and magnetic materials, vol. 360, s. 52–58, 2014. [9] m. vashista, s. paul; „novel processing of barkhausen noise signal for assessment of residual stress in surface ground components exhibiting poor magnetic response”; journal of magnetism and magnetic materials, vol. 323, s. 2579–2584, 2011. ps 10 2015 www.pdf 45przegląd spawalnictwa vol. 87  10/2015 wyznaczanie dopuszczalnej wielkości szczeliny w złączu spawanym ze względu na możliwość jego pękania calculating the permissible size of the fissure in welded joint because of the possibility of his cracking dr hab. inż. krzysztof werner, prof. pcz; dr inż. kwiryn wojsyk, adiunkt pcz – politechnika częstochowska. autor korespondencyjny/corresponding author: krzysztofwerner@tlen.pl streszczenie praca przedstawia podstawowe zależności i wzory stosowane do wyznaczania dopuszczalnej wielkości szczeliny w złączu spawanym ze względu na możliwość jego pęknięcia. wyznaczono dopuszczalne wielkości szczeliny dla dwóch typów stalowych złączy spawanych z uwzględnieniem założonego modelu rozkładu naprężeń własnych. obliczenia wykonano na podstawie krytycznych właściwości materiałowych złącza, stosowanych w mechanice pękania, tj: odporności na pękanie i krytycznej wartości rozwarcia czoła pęknięcia. właściwości te wyznaczono na podstawie wyników badań udarności złączy spawanych. słowa kluczowe: złącza spawane, kruche pękanie, niezgodności złączy spawanych abstract the work presents basic dependences and formulas applied to calculating the permissible size of the fissure in welded joint because of the possibility of his cracking. the permissible sizes of the fissure were evaluated for two types of steel welded joints with the regard put model of the residual stress distribution. the calculations were made on the basis of the critical material proprieties of welded joint, applied in the mechanics of cracking, i.e.: fracture toughness and the critical value of crack tip opening displacement. these proprieties were assigned on basis of the test results of impact resistance of welded joints. keywords: welded joints, fragile cracking, welded joints incompatibilities wstęp wyznaczanie krytycznej lub dopuszczalnej wielkości szczelin w złączach spawanych ze względu na możliwość ich nagłego – kruchego pękania oparte jest, zgodnie z zasadami liniowo-sprężystej mechaniki pękania (lsmp), na wartości współczynnika intensywności naprężenia ki na czole szczeliny. kruche – nagłe pęknięcie elementu (złacza) wystąpi gdy współczynnik ki osiągnie wartość krytyczną kic (ki = kic) [1,2]. ten rodzaj pęknięcia, charakterystyczny dla materiałów kruchych, występuje również w stalach w płaskim stanie odkształcenia – tj. zwykle przy niskim poziomie naprężenia nominalnego względem granicy plastyczności: sr = σ/re (sr ≤ 0,5) w elementach grubych, gdzie strefa plastyczna na czole karbu w postaci szczeliny istniejącej w elemencie jest bardzo mała i z tego względu można ją pominąć [2÷4]. kryterium lsmp można też stosować przy wyższym poziomie naprężenia, tzn. (05 < sr ≤ 0,8). wtedy operuje się efektywnym wymiarem szczeliny aef, tj. sumą jej wymiaru rzeczywistego a i zasięgu strefy plastycznej na czole szczeliny – rp (aef =a+rp) [2,3]. karby czyli niezgodności spawalnicze występujące w złączach spawanych, widoczne na przełomach próbek łamanych krzysztof werner, kwiryn wojsyk udarowo [5], można wykrywać i określać ich wymiary za pomocą badań nieniszczących, np. badań ultradźwiękowych lub radiograficznych. wartość współczynnika intensywności naprężenia w złączu spawanym wynika zarówno z naprężeń: nominalnych pochodzących od obciążeń zewnętrznych jak i z naprężeń własnych. wartość i rozkład naprężeń własnych określa się za pomocą różnych modeli obliczeniowych [2] albo za pomocą analiz numerycznych, przeprowadzanych zwykle metodą elementów skończonych, jak opisano to np. dla złącza krzyżowego w pracy [6]. w przypadku elementów o małej grubości przy wyższym poziomie naprężenia (sr > 0,5) na czole szczeliny pojawia się większa strefa odkształcenia plastycznego, co powoduje wystąpienie quasi-kruchego stanu materiału. o możliwości pękania w takim stanie materiału decyduje wielkość rozwarcia czoła szczeliny δa = 2va [2÷4]. wielkość ta po osiągnięciu krytycznej wartości δc (δa = δc) powoduje quasi-kruche pękanie materiału, zgodnie z założeniami sprężysto-plastycznej mechaniki pękania (spmp) [1÷4]. w niskich temperaturach pracy, zwykle w temperaturach rzędu -20 ºc i niższych, znacznie wzrasta kruchość stali, co pozwala na stosowanie przy (0,5 < sr ≤ 0,8) lsmp zamiast spmp. 46 przegląd spawalnictwa vol. 87 10/2015 istnienie szczelin w elementach konstrukcyjnych nawet o małych wymiarach (znacznie mniejszych niż wymiary krytyczne) może powodowć wzrost pęknięć pod działaniem obciążeń zmiennych, tj. rozwój pęknięć zmęczeniowych. złącza spawane są bardzo wrażliwe na działanie obciążeń zmiennych. dlatego istotne znaczenie mają badania rozwoju pęknięć zmęczeniowych w złączach [7,8] bo umożliwiają określenie trwałości zmęczeniowej złączy. w literaturze można spotkać prace omawiające metodykę obliczeń wytrzymałościowych złączy spawanych dla obciążeń statycznych i zmęczeniowych wg eurokodu 3 [9,10]. jednak znajomość tej tematyki jest wśród kadry inżynierskiej spawalników słaba. dlatego w tej pracy przedstawiono metodykę i wyniki obliczeń dopuszczalnej długości pęknięć wskrośnych wzdłużnych (równoległych do osi spoiny) w różnych strefach złącza spawanego z uwzględnieniem naprężeń własnych spawalniczych. temat pracy jest kontynuacją i uogólnieniem zagadnienia związanego z oceną zagrożenia pękaniem złączy spawanych przedstawionego przez autorów tej publikacji w pracy [11]. wyznaczanie dopuszczalnej wielkości szczeliny w złączu spawanym dopuszczalną wielkość wzdłużnej szczeliny wskrośnej wyznaczono dla doczołowych złączy spawanych w pozycji pf metodą 135 mag. złącza z blachy o grubości g = 12 mm wykonano ze stali o podwyższonej wytrzymałości s355j2+n w stanie po normalizacji ze spoiną typu „v” i „½ v” [12]. granica plastyczności blachy stalowej wynosiła re = 384 mpa, a wytrzymałość na rozciąganie rm = 574 mpa. odpowiednie właściwości drutu spawalniczego g3si1 o średnicy d=1,2 mm wynosiły: re = 450 mpa i rm = 545 mpa. wartości i rozkład naprężeń własnych w spoinie i w strefie wpływu ciepła (swc) złącza spawanego oszacowano na podstawie modelu podanego w pracy [2] zgodnie z europejską procedurą fitnet. według tego modelu własne naprężenia poprzeczne na powierzchni złącza σrt w spoinie są równe granicy plastyczności re materiału rodzimego, a w swc i materiale rodzimym maleją liniowo do zera na odcinku równym podwójnej grubości blachy. na rysunku 1 przedstawiono schemat rozkładu własnych naprężeń a) b) d)c) rys. 1. schemat złącza spawanego – a) i model rozkładu naprężeń własnych na powierzchniach złącza (w=w1 – lico; w=w2 – grań) – b) oraz schematy ściegów w spoinie typu: v i ½ v – c) i złącza z usytuowaniem szczeliny wskrośnej – d) fig. 1. the scheme of welding joint – a) and model of residual stress distribution on surface of joint (w=w1 – face; w=w2 – edge) – b) as well as schemes welding sequences in the joint of the type: v and ½ v – c) and welded joint with location of throughout fissure – d) poprzecznych na powierzchni złącza oraz badane typy złączy i schemat złącza ze szczeliną wskrośną o łącznej długości 2a. zgodnie z analizą wyników badań zawartych w pracy [12] wartości krytyczne: odporności na pękanie kic, i rozwarcia pęknięcia δc, wyznaczono na podstawie pracy kv udarowego łamania próbek dla każdej strefy złącza w niskich temperaturach wg. zależności [2,4,11]: δc = 0,0024 • (kv) 1) kic = re • δc • e 2)√ przykładowe wyniki badań kv [j] oraz obliczeń wartości krytycznych δc i kic dla każdej strefy złącza podano w tabeli i w pracy [11]. najprostszym sposobem oceny długości graniczneij ag szczeliny wskrośnej ze względu na jej stabilność, czyli nie rozwijanie się pęknięcia pod wpływem naprężenia rozciągającego – prostopadłego do niej, może być zastosowanie kryterium wynikającego z lsmp [4] przy bardzo wysokim poziomie naprężenia równym granicy plastyczności (σ = re): 3)ag ≤ 1 π kic re ( ) 2 zależność tą można stosować tylko dla elementów o dużej szerokości b, tj. ich wymiarze w kierunku wzrostu długości szczeliny. zastosowanie tej zależności dla złączy spawanych może jednak dać długości ag zawyżone w stosunku do innych kryteriów (zwłaszcza w spoinie) ponieważ nie uwzględnia się w niej własnych naprężeń spawalniczych. podobnie zależność wyznaczona doświadczalnie, zamieszczona w pracy [4], stosowana do określania dopuszczalnej długości ad szczeliny wskrośnej w złączu o szerokości b [mm] przy współcz. bezpieczeństwa b=2 na podstawie zasadniczych danych materiałowych i wartości kcv [j/cm2], nie odzwierciedla wpływu poziomu naprężenia na obliczaną wartość ad: 4)ad = 0,5 • p p2 5b • (kcv) • (1 re/rm) , mm√( ) gdzie: p = b + 1,25 • (kcv) wyniki obliczeń długości szczeliny ag i ad dla złączy spawanych uzyskane według tych zależności mają charakter orientacyjny [11]. dopuszczalną długość a=ad centralnej szczeliny wskrośnej o łącznej długości 2ad w złączu o szerokości b wyznaczono dla założonych wartości stosunku b/a (we współczynniku korekcyjnym y) i współczynnika bezpieczeństwa b=2. obliczenia wykonano w oparciu o prostą wersję kryterium lsmp wg pierwszego poziomu oceny obowiązującego dla srf = σ/σf ≤ 0,8, w którym naprężenie końcowe σf jest określone jako: σf = 0,5 (re + rm) ≤ 1,2 re [4]. 5) gdzie: 6) stąd: 47przegląd spawalnictwa vol. 87  10/2015 ponadto zgodnie z innym kryterum lsmp [8] wyznaczono też równoważną długość centralnej szczeliny wskrośnej am, na postawie której można także określić wymiary szczeliny powierzchniowej odkrytej lub wewnętrznej ukrytej [4,11]: 7) gdzie: dla obliczenia wg wzorów (6) i (7) przeprowadzono dla obciążenia rzeczywistego w każdej strefie złącza, uwzględniając oprócz naprężenia nominalnego rozciągającego na poziomie sr = 0,5 oraz sr = 0,8 także naprężenia własne w spoinie, a poza nią – średnie naprężenie własne z obu powierzchni złącza. w obliczeniach uwzględniono różne wartości granicy plastyczności re materiału rodzimego i spoiny, a w swc zastosowano do obliczeń liniową zmianę re. wyznaczone dopuszczalne długości szczelin wskrośnych w rozpatrywanych złączach wyniki obliczonych dopuszczalnych i równoważnych długości rozpatrywanych typów szczelin dla dwóch temperatur w zależności od ich położenia w złączu spawanym przedstawiono na rysunkach 2÷6. wyznaczone w różnej odległości od osi spoiny, tj. w różnych strefach złącza typu v, długości graniczne ag szczeliny wg wzoru (3) przy niskim poziomie naprężenia nominalnego sr=0,5 (rys. 2) były bardzo wysokie. podobnie duże były długości dopuszczalne ad tego pęknięcia wyznaczone ze wzoru (4) przy dużej szerokości b złącza typu v. wraz ze zmniejszaniem szerokości b wartości ad malały. otrzymane wyniki wg wzorów (3 i 4) korespondują z rezultatami opublikowanymi w pracy [11] (rys. 4). rys. 2. długość szczeliny: graniczna ag (wzór 3) oraz dopuszczalna ad (wzór 4). złącze spawane typu v; t = -25 ºc; sr = 0,5 fig. 2. the length of fissure: limitary ag (formula 3) and permissible ad (formula 4). welded joint of type v; t = -25 ºc; sr = 0,5 na uwagę zasługuje zbieżność wyników dopuszczalnej długości szczeliny ad otrzymanych ze wzoru (4) dla złącza o dużej szrokości (b=1000 mm) z wynikami ag wyznaczonymi ze wzoru (3), zwłaszcza dla szczeliny położonej w odległości l > 4 mm od osi spoiny. wyniki obliczeń dopuszczalnej długości ad szczeliny wskrośnej wg wzoru (6) dla złącza typu v w temperaturze t= -25ºc przy niskim poziomie naprężenia nominalnego (sr=0,5) z uwzględnieniem naprężeń własnych, zgodnie z przyjętym rozkładem modelowym, były niższe niż odpowiednie długości równoważne am wyznaczone wg wzoru (7) dla tej szczeliny w tych samych warunkach (rys. 3). zapewne wynika to z przyjętej wartości współczynnika bezpieczeństwa b=2 we wzorze (6). ze wzrostem odległości l, określającej położenie szczeliny od osi spoiny, wzrasta zarówno długość ad, jak i am. natomiast w obszarze spoiny (l = 0-3,5 mm) wartości te są prawie stałe. rys. 3. długość szczeliny: dopuszczalna ad (wzór 6) oraz równoważna am (wzór 7). złącze spawane typu v; t = -25ºc; sr = 0,5 fig. 3. the length of fissure: permissible ad (formula 6) and equivalent am (formula 7). welded joint of type v; t = -25ºc; sr = 0,5 rys. 4. długość szczeliny: dopuszczalna ad (wzór 6) oraz równoważna am (wzór 7). złącze spawane typu v; t = -25ºc; sr = 0,8 fig. 4. the length of fissure: permissible ad (formula 6) and equivalent am (formula 7). welded joint of type v; t = -25ºc; sr = 0,8 podobny charakter zmiany wartości wyznaczanych długości szczeliny wskrośnej w złączu typu v jak dla poziomu sr=0,5 stwierdza się także przy wyższym poziomie obciążenia sr=0,8 (rys. 4). jednak w związku z wyższym poziomem naprężenia od obciążenia zewnętrznego przy sr=0,8 wyznaczone długości szczeliny są mniejsze. rys. 5. długość szczeliny: dopuszczalna ad (wzór 6) oraz równoważna am (wzór 7). złącze spawane typu ½ v; t = -75º c; sr = 0,5 fig. 5. the length of fissure: permissible ad (formula 6) and equivalent am (formula 7). welded joint of type ½ v; t = -75º c; sr = 0,5 48 przegląd spawalnictwa vol. 87 10/2015 wyznaczone długości szczeliny wskrośnej: ad i am w złączu typu ½ v dla znacznie niższej temperatury (t =-75 ºc) zilustrowane na rysunku 5 dla sr=0,5 wskazują, że w strefie spoiny (l =0-2 mm) pęknięcie złącza może wystąpić przy bardzo małej długości szczeliny am równej około 1,5 mm. odpowiadająca tej strefie dopuszczalna długość szczeliny ad wynosiła około 1 mm. świadczy to o dużej wrażliwości danego gatunku stali w zakresie niskich temperatur pracy. długości ad i am szczeliny położonej poza strefą spoiny są znacznie większe i w materiale rodzimym na granicy oddziaływania naprężeń własnych (l > 25,5 mm) przy dużej wartości parametru b/a (b/a=100) mają wartości zbliżone do siebie – równe około 115 mm. na uwagę zasługuje fakt, że w odległości l = 2-5 mm od osi spoiny wyznaczone długości szczeliny: dopuszczalna ad i krytyczna am wzrastają liniowo bardzo szybko. może to wynikać z szybkiego „wchodzenia” szczeliny w obszar swc w złączu typu ½ v po przekroczeniu odległości l = 2 mm. ma to związek z typem złącza spawanego. dla złącza typu ½ v granica między spoiną a swc jest prostopadła do powierzchni złącza (jedna z łączonych blach złącza nie jest sfazowana). w przypadku złącza typu v granica ta, z uwagi na kształt brzegu łączonej blachy, przebiega ukośnie dzięki czemu zmiany rozpatrywanych długości szczeliny mają charakter łagodniejszy (rys. 3 i 4). podobnie w zależności rys. 6. długość szczeliny: dopuszczalna ad (wzór 6) oraz równoważna am (wzór 7). złącze spawane typu ½ v; t = -75ºc; sr = 0,8 fig. 6. the length of fissure: permissible ad (formula 6) and equivalent am (formula 7). welded joint of type ½ v; t = -75ºc; sr = 0,8 od typu złącza zaznacza się wpływ granicy pomiędzy swc a materiałem rodzimym złącza. wpływ ten jest wyraźny dla złącza typu ½ v. po przekroczeniu tej granicy (l = 5,5 mm) dopuszczalna długość szczeliny ad jest prawie stała, a am ulega niewielkiemu zmniejszaniu dla l = 5,5-11,5 mm (rys. 5). natomiast w złączu typu v wpływ ten jest bardzo nieznaczny, co widać na rysunku 3 i 4 dla l >7,5 mm. podsumowanie na podstawie przeprowadzonej analizy możliwości wyznaczania dopuszczalnych wielkości wzdłużnej szczeliny wskrośnej w doczołowym złączu spawanym sformułowano następujące spostrzeżenia i wnioski: wyznaczone w różnych strefach złącza długości szczeliny, tj długość: graniczna ag wg wzoru (3) i dopuszczalna ad wg wzoru (4) dla złącza o dużej szerokości, były prawie identyczne poza strefą spoiny ale znacząco większe niż wyznaczone z innych zależności zastosowanych w tej pracy. dlatego wyniki obliczeń długości szczeliny ag i ad uzyskiwane z tych wzorów należy traktować jako wartości orientacyjne. zastosowanie zależności (6) do wyznaczania dopuszczalnej długości szczeliny wskrośnej, przy naprężeniu rzeczywistym – uwzględniającym naprężenia własne, pozwala na uzyskanie dobrej korelacji z wynikami tzw. długości równoważnej am wyznaczanej z zależności (7) przy tym naprężeniu. zależność (7) określa wymiar krytyczny szczeliny w złączu o dużej szerokości b w stosunku do wyznaczonej wartości am. wyraźne zmiany wyznczanych wielkości wg obu formuł występują na granicach stref złącza typu ½ v po stronie niesfazowanego brzegu łączonej blachy. zależność (6), podobnie jak i zależność (7), może być stosowana do różnych typów złącza doczołoswego w szerokim zakresie temperatury. wyniki obliczeń dopuszczalnej długości ze wzoru (6) są niższe niż ze wzoru (7), co jest spowodowane zastosowaniem współczynnika bezpieczeństwa b=2 we wzorze (6). należy podkreślić też to, że formuła (6) pozwala na uwzględnienie wpływu szerokości złącza na wyznaczaną wartość dopuszczalnej długości szczeliny. wyznaczone niewielkie długości ad i am szczeliny wskrośnej w spoinie dla badanych temperatur (zwłaszcza t = -75 ºc) wskazują na dużą wrażliwość stali s355j2+n na niską temperaturę pracy rzędu od -25 do -75 ºc ze względu na możliwość pękanie jej połączeń spawanych, a zwłaszcza spoin. literatura [1] kocańda s.: zmęczeniowe pękanie metali, wnt warszawa 198. [2] neimitz a.: mechanika pękania, pwn warszawa 1998. [3] brózda j.: wprowadzenie do mechaniki pękania, instytut spawalnictwa gliwice 2008. [4] rykaluk k.: pęknięcia w konstrukcjach stalowych, dolnośląskie wydawnictwo edukacyjne wrocław 2000. [5] słania j., staniszewski k., hyc k.: ocena przełomów złączy spawanych po próbie łamania. przegląd spawalnictwa 12/2013 s. 142-151. [6] stasiuk p., karolczuk a., kuczko w.: rozkład naprężeń w krzyżowym złączu spawanym z uwzględnieniem rzeczywistego kształtu spoiny. przegląd spawalnictwa 1/2014 s. 29-33. [7] prażmowski m., rozumek d.: rozwój pęknięć przy cyklicznym zginaniu w złączu cyrkon-stal powstałych w wyniku zgrzewania wybuchowego. przegląd spawalnictwa 4/2014 s. 45-50. [8] bański r., rozumek d.: rozwój pęknięć zmęczeniowych w bimetalach stal-tytan wykonanych metodą zgrzewania wybuchowego (platerowania). przegląd spawalnictwa 4/2012 s. 9. [9] wichtowski b.: obliczenia złączy spawanych poddanych obciążeniom statycznym i zmęczeniowym według eurokodu 3. przegląd spawalnictwa 1/2011 s. 15. [10] wichtowski b., wichtowski m.: wytrzymałość zmęczeniowa spoin czołowych z nakładkami wg eurokodu 3. przegląd spawalnictwa 3/2011 s. 36. [11] werner k., wojsyk k.: analiza możliwości kruchego pękania spawanych elementów konstrukcji stalowych. przegląd spawalnictwa 5/2015 s. 91-93. [12] miśta j. ocena dopuszczalności niezgodności spawalniczych dokonywana na postawie mechaniki pękania w złączach ze stali typu s355 w różnych temperaturach. praca magisterska pod kier. k. wojsyka, częstochowa 2013. 201703_pspaw.pdf 36 przegląd  spawalnictwa vol. 89 3/2017 wykonanie metodą napawania powłoki   ze stopu międzymetalicznego feal na stali konstrukcyjnej the performance on the method of welding in intermetallic alloy feal coating on the structural steel dr  inż.  janusz  cebulski;  mgr  inż.  dorota  pasek  – politechnika śląska; dr  inż.  robert  bęczkowski  – politechnika częstochowska. autor korespondencyjny/corresponding author: rbeczkowski@spaw.pcz.pl streszczenie wdrożenie nowych materiałów do praktyki przemysłowej pozwala na konstrukcję trwalszych i bardziej wytrzymałych części maszyn przeznaczonych do pracy w wysokiej temperaturze oraz ekstremalnych warunkach. w artykule analizowano zastosowanie metody napawania do wykonania napoiny ze stopu na osnowie fazy międzymetalicznej fe40al5crtib na powierzchni stali s235jr. proces prowadzono metodą tig w atmosferze gazu obojętnego przy zastosowaniu prądu stałego (dc-). próbki napawano w trzech wariantach: jednościegowym, wielościegowym oraz wielowarstwowym. po procesie napawania przeprowadzono badania za pomocą mikroskopu świetlnego (lm), elektronowego mikroskopu skaningowego oraz dokonano pomiarów twardości metodą vickersa (hv). technologia ta może być zastosowana w przyszłości, na przykład w przemyśle energetycznym do wytworzenia powierzchni żaroodpornych. słowa kluczowe: powłoki; feal; fazy międzymetaliczne; niezgodności; tig abstract implementation of new materials into industrial practice allows to build more durable and reliable machine parts suitable to operate at high temperature and other special conditions. the paper analyzes implementation of welding method to make intermetallic surface fe40al5crtib on material grade s235jr. the process was made with tungsten inert gas (tig) and with the use of reserved polarity direct current (dc-). welded sample was made as: single bead, multi bead and as multilayer. after the welding process, samples were tested with light microscopy (lm), scanning electron microscopy (sem) and vickers hardness (hv). this technology can by used to develop resistance surfaced in the power industry in the future. keywords: coating; feal; intermetallic phase; imperfection; tig wstęp obecnie w celu podwyższenia trwałości urządzeń poza doborem materiału i warunków pracy, stosuje się napawanie powierzchni roboczych specjalnymi elektrodami lub drutami. napawanie jest jednym z nowoczesnych procesów regeneracji części maszyn i urządzeń. uzyskanie warstwy materiału spełniającej kryteria wskazane dla konstrukcji pozwoli na zaspokojenie zapotrzebowania rynku, redukując tym samym problem związany z ich trwałością. nowatorskim sposobem poprawy właściwości jest modyfikacja warstwy wierzchniej poprzez napawanie drutem ze stopu na osnowie fazy międzymetalicznej fe40al5cr0,2tib. zmiana właściwości materiału zależy od wymiarów (grubości) napawanej warstwy. stopy na osnowie fazy międzymetalicznej feal charakteryzują się bardzo dobrą odpornością korozyjną w wysokiej temperaturze, jak również odpornością na korozję zarówno w atmosferach utleniających, jak i zawierających janusz cebulski, robert bęczkowski, dorota pasek przeglad welding technology review związki siarki, a także na nawęglanie. stopy na osnowie fazy międzymetalicznej feal mają wiele zalet, do których należy: niska gęstość w stosunku do stali, względnie niska cena surowców oraz wysoka odporność na ścieranie. do wad tych materiałów zaliczyć należy kruchość w temperaturze zarówno otoczenia, jak i podwyższonej. proces napawania materiałem wykonanym ze stopu na osnowie fazy międzymetalicznej feal powoduje znaczną poprawę właściwości mechanicznych. na rysunku 1 przedstawiono mikrostrukturę stopu po krystalizacji i po napawaniu. potencjalne zastosowanie stopów na osnowie fazy międzymetalicznej feal obejmują elementy kotłów i palników, druty nawojowe, filtry gazowe, elementy w turbinach gazowych, turbosprężarkach, przewody rurowe, wymienniki ciepła, grzejniki elektryczne. przewiduje się, że mogą znaleźć one zastosowanie w energetyce, przemyśle chemicznym, przemyśle 37przegląd  spawalnictwa vol. 89 3/2017 petrochemicznym, przemyśle motoryzacyjnym, lotniczym, okrętowym i hutnictwie [1÷11].   a)   b) rys. 1. mikrostruktura stopu fe40al5cr0,2tib: a) materiał po krystalizacji, b) po napawaniu fig. 1. microstructure of the fe40al5crtib alloy: a) material after crystallization, b) after welding materiały i metodyka badawcza materiał do badań stanowił stop na osnowie fazy międzymetalicznej feal, którego skład chemiczny przedstawiono w tablicy i. do wytopu użyto czystych składników: technicznie czyste żelazo armco oraz aluminium aro o stopniu czystości 99,99% mas. przeprowadzono wyżarzanie homogenizujące w temperaturze 1050 °c w ciągu 72 h w celu ujednorodnienia składu chemicznego. wytwarzanie stopów na osnowie faz międzymetalicznych feal związane jest z pewnymi trudnościami wynikającymi z właściwości materiału wsadowego oraz reakcji powstałych w trakcie wytapiania i odlewania wlewków, dlatego też stop ten odlewany jest w próżni. tablica i. skład chemiczny stopu fe40al5cr0,2tib table i. chemical composition of the fe40al5cr0,2tib alloy fe40al5cr0,2tib fe al cr ti b zawartość pierwiastków [% mas.] 68,21 23,66 5,77 0,15 0,015 w pracy analizowano możliwość wdrożenia metody napawania powierzchni stopem na osnowie fazy międzymetalicznej fe40al5cr0,2tib na materiale gatunku s235jr. proces napawania przeprowadzono metodą tig w osłonie gazów obojętnych. parametry procesu zostały opisane w tablicy ii. tablica ii. parametry procesu table ii. parameters of welding process tig grubość  [mm] osłona  gazowa natężenie  prądu  [a] przepływ   [l/min] pozycja  spawania prędkość  spawania  [mm/s] dc5 argon i1 100 10 pa 1,0-2,5 próby wykonane zostały w trzech wariantach: pojedynczy ścieg (sb), wielościegowy (mb), wielowarstwowy (ml). rysunek 2 przedstawia schematycznie układ ściegów dla każdego wariantu. badania mikrostruktury warstwy napawanej ze stopu na osnowie fazy międzymetalicznej fe40al5cr0,2tib wykonano na zgładach polerowanych i trawionych chlorkiem żelaza. obserwacje przeprowadzono z wykorzystaniem mikroskopu świetlnego olympus gx51. stop na osnowie fazy międzymetalicznej feal po odlaniu charakteryzuje się niejednorodną, gruboziarnistą mikrostrukturą oraz obecnością wad odlewniczych takich jak pustki, rzadzizny. proces napawania stopu fe40al5cr0,2tib częściowo eliminuje wady odlewnicze (rys.3). mikrostruktura stopu fe40al5cr0,2tib po napawaniu na podłoże ze stali s235jr obserwowana na przekroju poprzecznym w obrębie granicy wtopienia charakteryzuje się ziarnami o zróżnicowanej wielkości, w dużym stopniu wydłużonymi (kolumnowymi) podczas krystalizacji w kierunku największego gradientu temperatury.   a)   b)   c) rys. 2. sposób nanoszenia powłoki na podłoże (liczba ściegów) fig.  2. a method for applying a coating to a substrate (number of beads) rys. 3. widok próbek z warstwą napawaną oraz wadami fig. 3. view of welding samples with imperfection 38 przegląd  spawalnictwa vol. 89 3/2017 pomiary twardości prowadzono na powierzchni przekrojów poprzecznych badanego materiału. twardość mierzono metodą vickersa zgodnie z pn-en iso 6507-1 przy obciążeniu 9,81 n (hv1) na twardościomierzu firmy zwick. tablica iii przedstawia wyniki pomiarów rozkładu twardości hv1dla: sb, mb, ml. na rysunku 4 przedstawiono schematycznie miejsca przeprowadzenia pomiarów twardości. rys. 4. schemat prowadzenia pomiarów twardości w napoinie fig. 4. a diagram of the measurement of hardness in the weld pad tablica iii. pomiary twardości table iii. hardness measurement pomiar 1 2 3 4 5 6 próbka sb linia 1góra 218 212 216 205 243 240 linia 2-środek 218 238 250 233 231 237 linia 3-dół 206 198 226 243 217 236 próbka mb linia 1góra 230 286 240 334 275 331 linia 2-środek 289 257 313 295 292 278 linia 3-dół 265 297 238 226 260 240 próbka ml linia 1góra 302 345 292 297 299 301 linia 2-środek 297 342 323 312 278 316 linia 3-dół 248 224 236 241 231 249 badania powierzchni wykonano przy pomocy elektronowego mikroskopu skaningowego (sem) hitachi s-4200 wraz z mikroanalizą rentgenowską składu chemicznego eds. rysunek 5 przedstawia mikrostrukturę warstw napawanych w układzie: jednościegowym (sb) (rys. 5a), wielościegowym (mb) (rys. 5b) i wielowarstwowym (ml) (fig.5c). na rysunku 6 przedstawiono wyniki mikroanalizy rentgenowskiej składu chemicznego powłok ze stopu fe40al5cr0,2tib. badania powierzchni za pomocą elektronowego mikroskopu skaningowego przeprowadzono na poprzecznych zgładach metalograficznych. obserwacjom poddany zgłady trawione selektywnie z uwagi na znaczną różnicę w odporności korozyjnej materiału podłoża i napoiny (wynikającą z tego zróżnicowaną podatnością do ujawnienia mikrostruktury w procesie trawienia). obserwacje wykonane za pomocą elektronowego mikroskopu skaningowego napoiny stopu międzymetalicznego feal wykazały gruboziarnistą strukturę warstwy napawanej oraz wyraźną linię rozdziału materiału rodzimego i materiału napoiny (feal). badania składu chemicznego wykonane metodą mikroanalizy rentgenowskiej eds wykazały zmniejszoną zawartość aluminium w napoinie oraz niezmieniony skład chemiczny stali w strefie wpływu ciepła. zawartość aluminium w napoinie wynosi 12-20%at., co wskazuje na znaczny zgar aluminium w trakcie topienia podczas napawania. zmniejszenie zawartości aluminium poniżej 37%at. skutkuje powstaniem stopu międzymetalicznego fe3al. wykonując napawanie stopem międzymetalicznym fe40al otrzymuje się napomnę fe3al, której właściwości są odmienne od stopu użytego do napawania. rys. 5. zdjęcia mikroskopowe linii wtopienia fig. 5. microscopic view fusion line weight % al cr fe base(8)_pt1 7,2 1,7 91,2 base(8)_pt2 6.2 1,0 92,7 atom % al cr fe base(8)_pt1 13,7 1,7 84,6 base(8)_pt2 12,1 1,1 86,9 rys. 6.  mikroanaliza rentgenowska składu chemicznego warstwy napawanej na próbce ml fig. 6. x-ray microanalysis of the chemical composition of the weld layer on the sample mle   b)  a)   c) 39przegląd  spawalnictwa vol. 89 3/2017 literatura [1] bęczkowski r., gucwa m.: defects appearing in the surfacing layers of abrasion resistant archives of foundry engineering, 16 (4), s. 23-28, 2016. [2] białucki p., derlukiewicz w.: napawanie w regeneracji kokili do odlewania ciśnieniowego aluminium przegląd spawalnictwa, 10, s. 44-49, 2011. [3] bystrzycki j., varin r.a.: environmental sensitivity and mechanical behavior of boron-doped fe-45at.% al intermetallic in the temperature range from 77 to 1000k materials science and engineering, a270, s. 151161,1999. [4] cebulski j., lalik s.: badania strukturalne złączy spawanych ze stopu na osnowie fazy międzymetalicznej fe-al przegląd spawalnictwa,1, s. 2426, 2010. [5] cebulski j., fornalczyk a., pasek d: the kinetic of corrosion of the feal intermetallic phase-based alloys journal of achievements in materials and manufacturing engineering, 70 (2), s.53-59, 2016. [6] dobrzański l.a.: podstawy nauki o materiałach i metaloznawstwo gliwice, 2002. [7] dymek s.: charakterystyka wysokotemperaturowych związków międzymetalicznych” hutnik-wiadomości hutnicze, 6, 208-223,1998. [8] kupka m.: struktura i właściwości stopów feal otrzymanych w procesach metalurgicznych wydawnictwo uniwersytetu śląskiego, katowice, 2005. [9] tasak e., ziewiec a., parzych s.: the influence of the heat treatment on the properties of welded joints made with use of submerged arc welding and the gtaw method of the 7crmovtib10-10 steel powerwelding conference, s. 179-188, 2011. [10] gontarz g., golański d., chmielewski t. properties fe-al type intermetallic layers produced by ac tig method advances in materials science, 13, 3 (37), s. 5-16, 2013. [11] chmielewski t., golański d.: the new method of in-situ fabrication of protective coatings based on feal intermetallic compounds” proceedings of the institution of mechanical engineers journal of engineering manufacture, part b, 225 (4), s.611-616, 2011. podsumowanie w ramach pracy wykazano możliwość wykonania napoiny stopu międzymetalicznego feal na stali konstrukcyjnej niestopowej metodą tig przy zastosowaniu elektrody wolframowej oraz argonu jako gazu obojętnego. proces napawania stopem międzymetalicznym fe40al5crtib powoduje uzyskanie mikrostruktury stopu o mniejszej ilości wad odlewniczych. uzyskano ziarna kolumnowe w obszarze granicy wtopienia i ziarna zbliżone do równoosiowych w środkowej części napoiny otrzymując przy tym bardziej jednorodną mikrostrukturę w porównaniu do stopu po odlaniu. wyniki badań wskazują, że prąd stały może być wykorzystywany do napawania tego rodzaju materiałów, jednak w napoinie mogą wystąpić niezgodności typu pęcherze. tego rodzaju niezgodności znajdują się na granicy wtopienia lub w jej okolicy. wykonanie powłoki wielowarstwowej znacznie redukuje ilość niezgodności, których obecność widoczna jest głównie w pierwszej warstwie napoiny. kolejna warstwa napoiny była pozbawiona tego rodzaju defektów. uzyskano twardości od 198 hv1 do 345 hv1. w pierwszym ściegu (sb) maksymalna twardość wynosiła 250 hv1. dla spawania wielościegowego (mb) uzyskano twardości od 226 do 331 hv1. w przypadku zastosowania spawania wielowarstwowego (ml) twardości mieściły się w przedziale od 224 do 249 hv1 w pierwszej warstwie, w strefie wymieszania między warstwami twardość mieściła się w zakresie 278-342 hv1, a w górnych warstwach 292 do 345 hv1. napoina wykonana ze stopu międzymetalicznego feal na stali konstrukcyjnej niestopowej charakteryzuje się gruboziarnistością oraz zmniejszoną zawartością aluminium w stosunku do zawartości tego pierwiastka w materiale użytym do napawania. ps 1 2018 www.pdf 9przegląd  spawalnictwa vol. 90 1/2018 bezpośrednia współpraca człowiek-robot w spawalnictwie direct human-robot collaboration in welding mgr inż. piotr skrobek, dr hab. inż. adam rogowski – politechnika warszawska. autor korespondencyjny/corresponding author: piotrskrobek.wipair@gmail.com streszczenie w artykule omówiono zagadnienia związane z nową tendencją w robotyce, polegającą na coraz szerszym wykorzystywaniu tzw. robotów współpracujących, które dzielą swą przestrzeń roboczą z ludźmi. przeprowadzony został literaturowy przegląd badań dotyczących programowania i eksploatacji tych robotów. przedstawiono też niektóre aspekty stosunkowo nowej metody programowania robotów, zwanej programowaniem przez demonstrację. w szczególności autorzy podjęli próbę odpowiedzi na pytanie, czy i w jakim stopniu idea bezpośredniej współpracy człowiek-robot może być realizowana w spawalnictwie. omówiono dostępne w literaturze informacje o badaniach w tym kierunku, prowadzonych w niektórych ośrodkach naukowych. wśród różnych aspektów związanych z tą tematyką, zwrócono uwagę na zagadnienia dotyczące komunikacji człowiek-robot współpracujący. zaprezentowano rozwijaną na politechnice warszawskiej koncepcję przystosowania systemu komunikacji głosowej pomiędzy człowiekiem i robotem do specyficznych wymagań, jakie narzuca idea robotów współpracujących. słowa kluczowe: spawanie zrobotyzowane; roboty współpracujące abstract current paper deals with a new tendency in robotics, consisting in broader and broader exploiting of socalled collaborative robots, sharing their workspace with humans. an overview of research in this area has been performed. some aspects of robot programming method, called programming by demonstration, have been discussed. in particular, the authors try to answer the question, whether the idea of direct human-robot cooperation can be applied also in welding. examples of research in this area have been presented. the paper discusses some aspects of human-robot communication. it presents a conception of a novel method of calibration of human-robot voice communication system, now under development at the warsaw university of technology. this method is focused on specific requirements resulting from the use of collaborative robots. keywords: robotized welding; collaborative robots wstęp przeglądając opublikowane w ostatnich latach opracowania naukowe lub materiały informacyjne dotyczące robotyki, w tym robotyki przemysłowej, coraz częściej można się natknąć na termin „robot współpracujący”, a w materiałach o charakterze popularyzatorskim również „cobot” (skrót od angielskiego terminu „collaborative robot”), czasem występujący w wersji spolszczonej – „kobot”. coraz więcej ośrodków na całym świecie podejmuje badania dotyczące konstrukcji, sterowania oraz programowania tych robotów. zainteresowanie to jest całkowicie zrozumiałe, gdyż roboty współpracujące wprowadzają zupełnie nową jakość w sposobie wykorzystywania maszyn manipulacyjnych do realizacji zadań, w tym zadań technologicznych [1,2]. podstawowa różnica między tradycyjnym sposobem eksploatacji robotów przemysłowych a eksploatacją robotów współpracujących, polega na zniesieniu granic pomiędzy przestrzenią, w której może się poruszać człowiek i przestrzenią roboczą piotr skrobek, adam rogowski przeglad welding technology review maszyny. umożliwia to powstawanie zespołów roboczych ludzie-maszyny, które mogą wspólnie realizować określone cele, uzyskując synergetyczne efekty będące rezultatem połączenia mocnych stron człowieka (twórcze podejście do realizowanych zadań, elastyczność, łatwe uzyskiwanie precyzyjnych informacji o otoczeniu dzięki doskonale rozwiniętym zmysłom, zwłaszcza zmysłowi wzroku) z mocnymi stronami robota (powtarzalność, łatwość wywierania większej siły, brak zmęczenia). praktyczne stosowanie robotów współpracujących napotyka jednak na wiele ograniczeń, przede wszystkim związanych z koniecznością zapewnienia bezpieczeństwa człowiekowi [1]. nie w każdej dziedzinie i nie do każdego zadania można je będzie wykorzystywać. w szczególności wiele problemów może się pojawić w przypadku prac spawalniczych, które z natury rzeczy wiążą się z pewnymi zagrożeniami dla zdrowia człowieka. ponadto należy się zastanowić, doi: http://dx.doi.org/10.26628/ps.v90i1.847 10 przegląd  spawalnictwa vol. 90 1/2018 czy i w jakich okolicznościach realizacja idei bezpośredniej współpracy człowiek-robot w spawalnictwie jest w ogóle celowa. pewne prace badawcze w tym kierunku są już jednak prowadzone, i to z pozytywnymi efektami. przykładowo, fong i in. [3] przedstawili zaawansowane badania dotyczące wspólnego prowadzenia prac spawalniczych przez mieszany zespół, złożony z ludzi i robotów. co prawda, zastosowanie opracowanych metod współpracy pomiędzy ludźmi i maszynami widzą oni głównie w realizacji zadań w przestrzeni kosmicznej lub na powierzchni obcych ciał niebieskich (znaczna część zespołu badawczego reprezentuje nasa), jednak można sobie wyobrazić podobne rozwiązania również w warunkach przemysłowych. wśród informacji na temat badań dotyczących zastosowania robotów współpracujących w spawalnictwie są jednak i takie, które wprost się odnoszą do potencjalnych aplikacji przemysłowych. w dalszej części niniejszego artykułu dokonany zostanie przegląd badań i aplikacji związanych z robotami współpracującymi, ze szczególnym uwzględnieniem możliwości zastosowania tych robotów w spawalnictwie. oprócz tego omówione będą zagadnienia dotyczące metody programowania robotów, zwanej programowaniem przez demonstrację. należy bowiem zaznaczyć, że stosowanie tej metody w odniesieniu do robotów współpracujących wydaje się szczególnie obiecujące. bardzo ważnym aspektem funkcjonowania robotów współpracujących jest ich komunikacja z ludźmi. bez prostej i niezawodnej komunikacji trudno sobie wyobrazić prawidłowe funkcjonowanie zespołów złożonych z ludzi i robotów. jak wskazuje wielu badaczy, istotną rolę może tu odegrać komunikacja głosowa [4], zwłaszcza w kontekście coraz bardziej niezawodnych aparatów rozpoznawania mowy oraz systemów umożliwiających definiowanie quasi-naturalnych języków komend głosowych [5]. roboty współpracujące – szanse i wyzwania jak stwierdzono wcześniej, zagadnienia związane z wykorzystaniem robotów współpracujących (czyli robotów, które dzielą z ludźmi wspólną przestrzeń roboczą i wspólnie z nimi realizują określone cele) w różnych dziedzinach, cieszą się już od szeregu lat coraz większym zainteresowaniem wielu ośrodków badawczych zajmujących się robotyką. w dotychczasowej praktyce przemysłowej nie przewidywało się tego typu współpracy. roboty są oddzielone od pracowników i wykonują zaprogramowane czynności w zamkniętych strefach, po których pracownicy nie mogą się poruszać w trakcie pracy robota. ograniczenia te wynikają ze względów bezpieczeństwa. napędy robotów przemysłowych często charakteryzują się dużą mocą, a poszczególne ramiona przemieszczają się z bardzo dużą prędkością. w tych okolicznościach nawet przypadkowy, chwilowy kontakt robota z człowiekiem może doprowadzić do poważnego, wręcz śmiertelnego wypadku. dlatego też bezpośredni kontakt człowieka – operatora z robotem przewidywany jest w zasadzie tylko podczas programowania, kiedy na napędy poszczególnych przegubów robota nałożone są znaczne ograniczenia dotyczące dopuszczalnej prędkości. w czasie realizacji zadania produkcyjnego oddziaływanie operatora na robota (nawet oddziaływanie pośrednie) jest zredukowane do minimum. zupełnie inna jest koncepcja oddziaływania człowieka na robota współpracującego. dzięki obniżeniu kosztów oraz zwiększeniu dostępności zaawansowanych czujników, jak również powstaniu nowych środków komunikacji człowiek-maszyna, pojawiła się możliwość tworzenia zespołów roboczych złożonych z ludzi i robotów. jak napisano wcześniej, stwarza to możliwość uzyskania synergetycznych efektów, będących rezultatem łączenia pracy precyzyjnych, rys. 1. człowiek i robot w przestrzeni roboczej fig. 1. human and robot in the workspace powtarzalnych, niemęczących się robotów z pracą człowieka, który zostaje jeszcze bardziej odciążony od czynności trudnych i powtarzalnych, a może za to w pełni wykorzystać swój potencjał umysłowy. takie połączenie może znacznie zwiększyć produktywność, jak również komfort pracy. w tradycyjnych zastosowaniach robotów, człowiek – operator musiał w znacznej mierze dostosowywać swoje działania do wcześniej zaprogramowanego cyklu pracy robota, czyli w pewnym sensie był od niego uzależniony. tymczasem realizacja idei robotów współpracujących wymaga, aby to program sterujący robotem odpowiednio reagował nawet na niespodziewane działania człowieka, zaś robot modyfikował parametry swojej pracy (w szczególności prędkość) w zależności od miejsca przebywania pracownika w przestrzeni roboczej maszyny. takie zachowanie robota wydaje się być bardziej naturalne z punktu widzenia człowieka [6,7]. należy zwrócić również uwagę, że realizacja koncepcji robotów współpracujących może się potencjalnie przyczynić do zmniejszenia miejsca na hali produkcyjnej, potrzebnego do pomieszczenia maszyn i urządzeń wchodzących w skład gniazd zrobotyzowanych. wynika to z faktu, że robot współpracujący, wyposażony w odpowiednie mechanizmy zapewniające bezpieczeństwo ludziom znajdującym się w jego przestrzeni roboczej, nie wymaga ograniczania przestrzeni dostępnej dla ludzi (a przy okazji dla innych maszyn i urządzeń) poprzez stosowanie np. ogrodzeń bądź kurtyn bezpieczeństwa. rysunek 1 przedstawia schemat wykorzystania przestrzeni roboczej przez człowieka i maszynę w przypadku robotów konwencjonalnych i robotów współpracujących. robot konwencjonalny robot współpracujący dodatkową zaletą robotów współpracujących jest możliwość zapewnienia im pewnej mobilności, dzięki czemu mogą wykonywać pracę w różnych miejscach na hali fabrycznej. w wyniku rezygnacji z wyznaczania stref bezpieczeństwa i budowania ogrodzeń, niezbędnych w tradycyjnych rozwiązaniach, robot może zostać wyposażony w system transportowy. nie musi on być już przywiązany do jednego, stałego miejsca na hali produkcyjnej, do którego wstęp ma tylko kilku wyspecjalizowanych pracowników. byłoby to niemożliwe w przypadku tradycyjnych robotów przemysłowych, ze względu na zbyt duże ryzyko kolizji z człowiekiem i grożących przez to urazów. oczywiście, aby robot mógł realizować różne zadania w różnych miejscach, konieczne jest uwzględnienie tego w jego oprogramowaniu, które musi być odpowiednio modyfikowane bądź wymieniane. problem ten daje się rozwiązać dzięki stosowaniu pamięci zewnętrznych (kart pamięci, urządzeń usb), w których można zapisywać programy sterujące robotem. dzięki temu robot może być wykorzystywany w różny sposób, w zależności od aktualnego zapotrzebowania w danym przedsiębiorstwie przemysłowym [8,9]. producenci robotów współpracujących muszą się skupić nie tylko na obiektywnym zapewnieniu bezpieczeństwa człowiekowi, który ma pracować z robotem we wspólnej 11przegląd  spawalnictwa vol. 90 1/2018 przestrzeni, ale brać również pod uwagę jego subiektywne poczucie bezpieczeństwa oraz komfort psychiczny, na co ma wpływ m.in. wygląd oraz sposób poruszania się robota. w literaturze pojawiły się opracowania [7,10] opisujące metody realizujące te postulaty. roboty współpracujące, ze względu na swoją fizyczną bliskość w stosunku do człowieka, powinny minimalizować obawy pracownika związane ze sposobem realizacji swych przemieszczeń. ciekawym postulatem, wynikającym z przeprowadzonych badań, jest propozycja zmniejszenia możliwości ruchowych maszyny. chociaż sam fakt wprowadzenia takiego ograniczenia może w niektórych sytuacjach zmniejszyć możliwości funkcjonalne robota, to z drugiej strony – jeśli pozwala na zwiększenie podobieństwa maszyny do człowieka – może prowadzić do wzrostu komfortu pracy operatora – współpracownika. weistroffer i in. [11], korzystając z narzędzi tzw. wirtualnej rzeczywistości, przeprowadzili związane z tym zagadnieniem badania, w ramach których zrealizowana została symulacja, odwzorowująca funkcjonowanie rzeczywistych linii montażowych. w badaniach tych zaangażowano doświadczonych operatorów zatrudnionych w przemyśle samochodowym. w rezultacie potwierdzono celowość stosowania robotów współpracujących w badanych sytuacjach. przeprowadzono również analizę mającą na celu określenie optymalnej roboczej odległości pomiędzy człowiekiem i współpracującym z nim robotem, która zapewnia pracownikowi komfortowe warunki pracy przy jednoczesnym zachowaniu wysokiej efektywności procesu. ogólnie trzeba stwierdzić, że dzięki już potwierdzonym, jak również potencjalnym zaletom robotów współpracujących, ich stosowanie stanie się zapewne konkurencyjne w stosunku do tradycyjnych rozwiązań w wielu dziedzinach związanych z robotyką. w literaturze naukowej oraz w materiałach umieszczonych w internecie można znaleźć wiele przykładów zastosowań robotów współpracujących [12÷17], co wskazuje na lawinowo narastające zainteresowanie tym tematem. bezpieczeństwo eksploatacji   robotów współpracujących w przeważającej większości, tradycyjne roboty przemysłowe nie nadają się do bezpośredniej współpracy z ludźmi ze względu na brak wewnętrznych systemów zabezpieczających przed nieprzewidzianą kolizją, mogącą skutkować urazem, a nawet śmiercią człowieka. jedną z nielicznych możliwości jest stosowanie zewnętrznych systemów rozpoznania obrazu bądź zewnętrznych systemów czujników zbierających sygnały z otoczenia. może się to jednak okazać niewystarczającym rozwiązaniem dla zapewnienia bezpieczeństwa. to, co stanowi najistotniejsze zalety robotów przemysłowych, czyli duży udźwig oraz szybkość pracy, jest zarazem głównym powodem, dla którego roboty te mogą być bardzo niebezpieczne dla człowieka. wprowadzenie robotów współpracujących wymaga zupełnie nowego podejścia do wyznaczania standardów bezpieczeństwa. dlatego też międzynarodowa organizacja normalizacyjna zdecydowała o konieczności opracowania specyfikacji odpowiadającej nowym wymaganiom (iso/ts 15066). dokument ten zawiera wytyczne dotyczące zapewnienia bezpieczeństwa pracownikom przebywającym we wspólnej strefie z robotem. mają one pomóc w budowaniu zrobotyzowanych stanowisk spełniających nowoczesne wymogi bezpieczeństwa [18]. celem prowadzonych od dłuższego czasu prac badawczych jest istotne zwiększenie poziomu bezpieczeństwa człowieka pracującego wspólnie z robotem. należy tu zaznaczyć, że z samej idei bezpośredniej współpracy człowiek-robot wynika dopuszczalność niepożądanego kontaktu maszyny z człowiekiem, np. zderzenie robota z operatorem. nie można natomiast dopuścić do ryzyka utraty zdrowia przez człowieka. ponadto nie może zostać przekroczony akceptowalny poziom bólu. dlatego też w 2009 roku w niemczech zostały ustanowione rekomendacje dotyczące dopuszczalnych sił oddziałujących na człowieka [19]. w wielu publikacjach naukowych [20,21] prezentowane są wyniki teoretycznych analiz, określających wpływ różnych parametrów konstrukcji robota (np. masy) i parametrów jego ruchu (np. prędkości) na wartość siły, którą może on potencjalnie oddziaływać na człowieka w przypadku zaistnienia nieprzewidzianej kolizji, jak również wpływ wartości tej siły na możliwe skutki kolizji. behrens i elkmann [22] przeprowadzili praktyczne doświadczenia z udziałem człowieka, aby potwierdzić rezultaty teoretycznych analiz. badano wpływ uderzeń przedmiotów o różnej masie, prędkości i kształcie. na podstawie uzyskanych wyników określono parametry, jakimi powinny się charakteryzować roboty współpracujące, aby zapewnić człowiekowi bezpieczeństwo. kolizja z robotem uważana jest za tolerowaną, gdy nie powstanie otwarta rana oraz nie nastąpią obrażenia wewnętrzne. wyniki badań były wykorzystywane przez producentów robotów współpracujących. w rezultacie wprowadzono ograniczenia dotyczące masy robotów oraz prędkości rozwijanych przez napędy, aby zapewnić bezpieczne warunki pracy dla człowieka. wprowadzano też coraz bardziej niezawodne systemy pomiarowe, mające na celu identyfikację pojawiających się sił, nieprzewidywanych w ramach realizowanego zadania technologicznego. gdy człowiek przecina trajektorię ruchu robota i następuje zderzenie, dzięki czujnikom siły układ sterowania robota otrzymuje informację o kolizji, co implikuje zatrzymanie robota aż do momentu usunięcia przeszkody. aby potwierdzić poprawność działania systemów bezpieczeństwa bazujących na wbudowanych czujnikach siły, niektórzy producenci robotów umożliwili wykorzystanie sygnałów z tych czujników do programowania ruchów robota (np. instrukcja oddziaływania na obiekt z zadaną siłą). może być to wykorzystane w wielu aplikacjach, w których siła oddziaływania na otoczenie jest istotnym parametrem realizowanej przez robota czynności [23]. roboty współpracujące w spawalnictwie procesy spawalnicze ze względu na temperaturę, powstawanie szkodliwych oparów oraz inne zjawiska fizyczne i chemiczne, jakie zachodzą podczas spawania, są jednymi z bardziej niebezpiecznych procesów produkcyjnych. z tego względu już od dłuższego czasu do realizacji tych procesów wykorzystywane są w szerokim zakresie roboty przemysłowe, które – z jednej strony zapewniając powtarzalność oraz stabilność procesu – zarazem odciążają człowieka i oddalają go od strefy niebezpiecznej. spawanie zrobotyzowane ma wiele zalet w stosunku do spawania ręcznego: wzrasta wydajność, praca może odbywać się w sposób ciągły, uzyskiwane spoiny są powtarzalne nawet przy większych prędkościach spawania [24,25]. ze względu na znaczny stopień zrobotyzowania prac spawalniczych, spawalnictwo jest wdzięcznym polem do rozwoju nowych idei dotyczących robotyki. czy może to 12 przegląd  spawalnictwa vol. 90 1/2018 dotyczyć również robotów współpracujących? zastosowanie tych robotów w spawalnictwie napotyka na szereg problemów, związanych głównie z bezpieczeństwem. dlatego wydaje się, że realizacja idei współpracy człowiek-robot w tej dziedzinie będzie się raczej ograniczać do pewnych specyficznych zadań i sytuacji. spróbujemy odpowiedzieć na pytanie, jakie to będą zadania i jakie sytuacje. coraz częściej prowadzi się na całym świecie badania związane z nową metodą programowania robotów: tzw. programowaniem przez demonstrację. wykazano, że w porównaniu z metodami tradycyjnymi, uczenie robotów tą metodą jest na ogół łatwiejsze i zabiera mniej czasu przy zachowaniu identycznej dokładności oraz powtarzalności [26]. w internecie można znaleźć wiele materiałów przedstawiających taki sposób programowania w praktyce [27÷30]. nowa metoda programowania dotyczy w znacznej mierze robotów współpracujących. pierwsze doświadczenia laboratoryjne w tym zakresie, związane ze spawalnictwem, zostały już przeprowadzone i opisane [31]. nie jest to może klasyczna realizacja współpracy człowiek-robot, jednak pewne jej cechy tu występują (np. wykonywanie pracy fizycznej przez człowieka i robota w tej samej przestrzeni, choć nie w tym samym czasie). spawacz wyposażony w uchwyt spawalniczy z naniesionymi markerami przeprowadza demonstracyjny proces spawania (bez włączonego łuku elektrycznego). utworzony na bazie wielu kamer system wizyjny rejestruje serię pozycji uchwytu spawalniczego (włączając w to również orientację kątową), co pozwala następnie na powtórzenie tych ruchów przez robota. autorzy opracowania podają, że system ten pozwala na odwzorowanie trajektorii z dokładnością do milimetrów. można założyć, że jego przemysłowe zastosowanie mogłoby znacznie wpłynąć na stopień wykorzystania funduszu czasu pracy robota (poprzez skrócenie czasu programowania), przez co eksploatacja systemów tego typu stałaby się ekonomicznie uzasadniona zwłaszcza w warunkach produkcji małoseryjnej, często realizowanej przez małe i średnie przedsiębiorstwa. warto nadmienić, że niektóre firmy produkujące roboty wprowadzają pewne rozwiązania techniczne, ułatwiające programowanie przez demonstrację np. firma universal robots [32], która stawia do dyspozycji użytkownika opcję „zwolnienia” napędów wszystkich osi przez operatora, dzięki czemu możliwy jest ręczny obrót każdego z przegubów w zakresie jego pracy (max. 360°). w tym przypadku realizacja programowania przez demonstrację polegałaby na ręcznym przemieszczaniu efektora robota (uchwytu spawalniczego) po określonej trajektorii. inna opcja polega na dopuszczeniu tylko przemieszczeń translacyjnych efektora, wzdłuż konkretnej linii prostej. znacznie ułatwia to ręczne prowadzenie robota wzdłuż prostej (co może być przydatne przy programowaniu robota do realizacji prostoliniowych spoin). inna możliwość, już ewidentnie mająca charakter bezpośredniej współpracy człowiek-robot, została zaprezentowana przez zespół badawczy z uniwersytetu technicznego w tampere (finlandia) w ramach projektu patra („semiautomated solutions in man-machine systems”). robot nie realizuje tam jednak spawania, tylko służy jako pozycjoner [33]. samo spawanie jest realizowane przez człowieka. nie jest to może sytuacja typowa, jednak łatwo sobie wyobrazić warunki, w których istniałoby zapotrzebowanie na takie rozwiązania np. jednostkowa produkcja wyrobów wymagających wykonania stosunkowo skomplikowanych i odpowiedzialnych spoin. dzięki zastosowaniu robota – pozycjonera, człowiek ten ma dość komfortowe warunki pracy, gdyż nie musi zmieniać swojej pozycji przy spawaniu odległych punktów, tylko wydaje polecenia zmiany pozycji materiału spawanego przez robota. polecenia te są wydawane robotowi za pomocą gestów rozpoznawanych przez system wizyjny. trzy kamery używane do rejestrowania gestów operatora służą także do zapewnienia bezpieczeństwa człowiekowi w ramach systemu safetyeye [34]. monitoruje on strefy bezpieczeństwa, przy czym informacja o aktualnej sytuacji wykorzystuje model trójwymiarowy. system ten jest w stanie określić strefę, w której aktualnie znajduje się spawacz. na tej podstawie, wysyłane są do układu sterowania robota sygnały, powodujące zwolnienie bądź przyspieszenie realizowanych przemieszczeń. w przypadku, gdy człowiek znajdzie się zbyt blisko poruszającego się robota, ten zostaje natychmiast zatrzymany, a wznowienie pracy może nastąpić dopiero w wyniku realizowanej w ręczny sposób interwencji operatora. na rysunku 2 zostały przedstawione przykładowe strefy bezpieczeństwa. im bliżej robota znajduje się człowiek, tym mniejsza powinna być dopuszczalna prędkość maszyny. jest to procedura charakterystyczna dla konwencjonalnych rozwiązań, jednak zamiast przycisku bezpieczeństwa zatrzymującego maszynę, zastosowano automatyczne monitorowanie stref bezpieczeństwa. producent systemu safetyeye deklaruje zapewnienie norm bezpieczeństwa na maksymalnym obszarze 72 m2 oraz do wysokości 4 m. w opublikowanym artykule [35] twórcy omawianego stanowiska poświęcili wiele uwagi zagadnieniom bezpieczeństwa i skutkom nieprzewidzianych wypadków. rys. 2. przykładowe strefy bezpieczeństwa, determinujące aktualną prędkość robota fig.  2. exemplary safety zones, determining the current speed of the robot brak ograniczeń prędkości prędkość ograniczona zatrzymanie robota można się spodziewać, że w miarę rozwoju badań nad robotami współpracującymi, pojawią się nowe obszary ich zastosowań również w spawalnictwie. przy eksploatacji robotów współpracujących z pewnością trzeba będzie wykorzystywać wypracowane już rozwiązania, związane ze specyfiką prac spawalniczych, a dotyczące zarówno układów sterowania, jak i części mechanicznych robotów. przykładowo, aby zmniejszyć ryzyko awarii, można zastosować specjalne osłony wykonane z materiałów odpornych na wysokie temperatury, co pozwala na ochronę wrażliwych części robota przed temperaturą, jak również przed odpryskami i odłamkami powstającymi w procesie spawania [29]. jeśli chodzi o znane już rozwiązania, w które należałoby wyposażyć układy sterowania, to w przypadku robotów spawalniczych programowanych przez demonstrację, celowe byłoby korzystanie m.in. z zaawansowanych funkcji służących do automatycznej korekcji trajektorii. umożliwiłoby to jeszcze szybsze programowanie trajektorii, gdyż mogłyby one być wyznaczane mniej dokładnie. oczywiście stosowanie tych funkcji pozwoliłoby też na znaczne zwiększenie jakości i powtarzalności spoin. 13przegląd  spawalnictwa vol. 90 1/2018 w szczególności warto byłoby stosować następujące metody, znane z aplikacji konwencjonalnych robotów spawalniczych: a) touch sensing – wykrywanie kontaktu. jest to funkcja, która w zasadzie nie wymaga stosowania żadnego dodatkowego oprzyrządowania, a bazuje na wbudowanych możliwościach źródła spawalniczego. pozwala na określenie położenia części w przestrzeni i wprowadzeniu tzw. offsetów do zaprogramowanej trajektorii ruchu. przed rozpoczęciem procesu spawania włączany jest tryb wyszukiwania przedmiotu, umożliwiający odnalezienie charakterystycznych punktów, w których dochodzi do zaja rzenia łuku elektrycznego, bądź zamknięcia obwodu elektrycznego. dla punktów tych układ sterowania zapamiętuje pozycje robota. na tej podstawie cały program zostaje skorygowany, uwzględniając w ten sposób błąd pozycjonowania przedmiotu [36]. b) through arc seam tracking – jest to metoda polegająca na wykorzystaniu zależności natężenia prądu spawania od odległości elektrody od materiału. wraz ze wzrostem tej odległości natężenie prądu maleje, natomiast przy jej zmniejszeniu – wzrasta. na tej podstawie układ sterowania robota kompensuje odchylenie pozycji części spawanych od pozycji teoretycznej i w rezultacie zmienia parametry trajektorii. zapewnia to powtarzalność oraz wysoką jakość spoiny. przykład zastosowania tej funkcji został przedstawiony w dokumentacji robotów fanuc [37,38]. c) real time seam tracking – jest to metoda wykorzystywana przy eksploatacji robotów spawalniczych wyposażonych w kamerę oraz system wizyjny, pozwalająca na rozpoznawanie i analizę obrazów, spawanych części wzdłuż wykonywanej spoiny. dzięki temu można odpowiednio dostosować trajektorię, nawet gdy położenie przedmiotu zostanie zmienione w czasie pracy robota. metoda ta została szerzej opisana przez xu i in. [39]. funkcję śledzenia spoiny można realizować także przy zastosowaniu czujników wykorzystujących inne zjawiska fizyczne np. prądy wirowe lub światło laserowe [40]. komunikacja  człowiek-robot współpracujący bardzo istotnym aspektem prawidłowego funkcjonowania robotów współpracujących jest ich komunikacja z człowiekiem. ze względu na dzielenie wspólnej przestrzeni roboczej, a w szczególności ze względu na konieczność synchronizowania działań ukierunkowanych na realizację wspólnych celów, człowiek i robot muszą mieć zapewnione jak najbardziej niezawodne narzędzia wzajemnej komunikacji, które po winny być zarazem jak najbardziej dogodne w użytkowaniu przez człowieka. trzeba mieć przy tym na względzie fakt, że funkcja człowieka będzie nieco inna niż tradycyjna funkcja operatora konwencjonalnych robotów. najczęściej człowiek ten będzie sam zaangażowany w wykonywanie jakiejś pracy fizycznej, co wpłynie na ograniczenia w stosowaniu tradycyjnych środków komunikacji z maszynami jak np. różnego rodzaju pulpity sterownicze. w większym natomiast stopniu wykorzystywane będą takie środki jak komunikacja głosowa oraz rozpoznawanie gestów. przykładowo, w omówionych wcześniej doświadczeniach z robotem współpracującym, przeprowadzonych przez zespół badawczy z tampere, gesty służą do wydawania poleceń robotowi. robot, pełniący funkcję pozycjonera, współpracuje z człowiekiem – spawaczem poprzez ustawianie się w jednej z ośmiu możliwych pozycji, po zasygnalizowaniu stosownego żądania za pomocą odpowiedniego gestu. rozpoznawanie gestów jest realizowane przez system wizyjny, bazujący na trzech kamerach umieszczonych nad strefą roboczą. w rezultacie odpowiedni sygnał jest wysyłany do układu sterowania robota, a ten ustawia się w odpowiedniej pozycji. jeśli chodzi o komunikację głosową człowiek-maszyna, to warto nadmienić, że idea jej wykorzystania przy realizacji prac spawalniczych pojawiła się już dawno – dużo wcześniej, niż koncepcja robotów współpracujących. powstał nawet patent dotyczący głosowego sterowania zasilaniem oraz prędkością podawania drutu przez spawarkę [41]. profanter i in. [42] przedstawili wyniki badań nad efektywnością stosowania różnych środków komunikacji z robotami. na grupie 30 użytkowników przeprowadzono eksperymenty dotyczące zadaniowo zorientowanego programowania robotów z wykorzystaniem różnych metod wprowadzania danych m.in. za pomocą gestów, ekranów dotykowych i mowy. każda z metod miała być oceniona pod względem dogodności przez uczestników eksperymentu. zastosowanie mowy okazało się wprawdzie łatwiejsze, niż to pierwotnie przewidywali użytkownicy, jednak było konkurencyjne w stosunku do innych metod tylko w bardzo ograniczonym zakresie (konkretnie: tylko przy wskazywaniu obiektów, aczkolwiek i tu miało przewagę wskazywanie gestem). eksperymenty dotyczyły zadań takich jak przenoszenie przedmiotów (tzw. „pick and place”), montaż oraz spawanie. należy jednak wyraźnie zaznaczyć, że badania te nie dotyczyły robotów współpracujących, których specyfika – jak wskazano wcześniej – będzie w znacznym stopniu determinowała stosowanie takich, a nie innych środków komunikacji. z wyników przeprowadzonych eksperymentów należy więc wyciągnąć wniosek, że istnieje konieczność kontynuowania badań mających na celu zwiększenie dogodności stosowania nowych środków komunikacji z robotami, w szczególności komunikacji głosowej. badania związane z opracowaniem interfejsu człowiek-maszyna, bazującego na automatycznym rozpoznawaniu mowy, są prowadzone od szeregu lat m.in. na politechnice warszawskiej [43]. komunikacja głosowa pomiędzy człowiekiem i robotem współpracującym wydaje się być – obok systemów bazujących na rozpoznawaniu gestów – najlepszym rozwiązaniem ze względu na fakt, że człowiek – sam wykonując pewną pracę fizyczną – często nie będzie mógł używać rąk do komunikowania się z maszyną. w tych zaś sytuacjach, gdy użycie rąk będzie możliwe, najlepszą metodą będzie zastosowanie gestów, gdyż nie wymaga ono przebywania w konkretnym miejscu np. w pobliżu pulpitu sterowniczego, co znacznie by ograniczało mobilność człowieka. te dwie metody mogą się zresztą bardzo dobrze wzajemnie uzupełniać. gesty nie są w stanie przekazać zbyt wielu informacji, podczas gdy mowa – jako najbardziej naturalny sposób komunikowania się pomiędzy ludźmi – może być nośnikiem informacji nawet bardzo złożonych, jednak pod warunkiem, że znany jest kontekst danej wypowiedzi słownej. w przeciwnym razie komendy głosowe musiałyby składać się z bardzo złożonych zdań, co w przypadku komunikacji człowiek-maszyna stanowiłoby rozwiązanie raczej mało praktyczne (a do tego zapewne dość zawodne, ze względu na znaczne prawdopodobieństwo błędnego rozpoznawania fonemów, składających się na długie wypowiedzi słowne). tymczasem pojedynczy gest może zastąpić wiele słów np. przy określaniu kierunku pożądanego ruchu efektora robota. w ten sposób gesty są w stanie zapewnić kontekst dla komend głosowych i wyjaśnić występujące w nich niejednoznaczności [44]. w rezultacie komendy mogą być znacznie prostsze. 14 przegląd  spawalnictwa vol. 90 1/2018 literatura [1] zaeh m., roesel w.: safety aspects in a human-robot interaction scenario: a human worker is co-operating with an industrial robot, progress in robotics, vol. 44(2), pp. 53-62, 2009. [2] weiss a. i in.: exploring human-robot cooperation possibilities for semiconductor manufacturing, materiały konferencyjne: international conference on collaboration technologies and systems, philadelphia, pa, usa, pp. 173-177, 2011. [3] fong t., kunz c., hiatt l., bugajska m.: the human-robot interaction operating system, materiały konferencyjne: 1st acm sigchi/sigart conference on human-robot interaction, salt lake city, utah, usa pp. 41-48, 2006. [4] pires j.: the industrial robot as a human coworker: the role of the speech interfaces, materiały konferencyjne: international conference on software development for enhancing accessibility and fighting info-exclusion, portugal, 2007. [5] rogowski a.: analiza i synteza systemów sterowania głosowego w zrobotyzowanym wytwarzaniu, prace naukowe politechniki warszawskiej, mechanika z. 244, 2012. [6] djuric a., urbanic r., rickli j.: a framework for collaborative robot (cobot) integration in advanced manufacturing systems, sae international journal of materials & manufacturing, vol. 9(2), pp. 457-464, 2016. [7] baratta d.: industrial collaborative robot design: a guideline for future design activity, materiały konferencyjne: international conference of the italian association for artificial intelligence, ferrara, italy, 2015. [8] universal robots on the move, [dostęp: 29-12-2017], https://blog.universal-robots.com/universal-robots-on-the-move [9] mobile robot colleagues on wheels increase productivity and worker safety at scott fetzer electrical group, [dostęp: 29-12-2017], https://www.universal-robots.com/case-stories/scott-fetzer-electrical-group [10] zanchettin a., bascetta l., rocco p.: acceptability of robotic manipulators in shared working environments through human-like redundancy resolution, applied ergonomics, vol. 44(6), pp. 982-989, 2013. [11] weistroffer v. i in.: assessing the acceptability of human-robot co-presence on assembly lines: a comparison between actual situations and their virtual reality counterparts, materiały konferencyjne: international symposium on robot and human interactive communication, edinburgh, united kingdom, 2014. [12] zaawansowane rozwiązanie robotyczne ur5 przyczynia się poprawy wyników finansowych fwp, [dostęp 29-12-2017], https://www.universal-robots.com/pl/studia-przypadk%c3%b3w/ferdinand-wagner/ [13] backman b., renard c.: simulating human-robot collaboration: an example from cab assembly, praca dyplomowa, department of production engineering, royal institute of technology, sweden, 2015. [14] scott universal robot welder, [dostęp 29-12-2017], https://www.youtube.com/watch?v=t3_-fuyqa60 [15] universal robots showcasing how our cobots work in various industries, [dostęp 29-12-2017], https://www.youtube.com/watch?time_continue=3&v=5k5vym8z4ny [16] veloso m. i in.: cobots: collaborative robots servicing multi-floor buildings, materiały konferencyjne: international conference on intelligent robots and systems, algarve, portugal, 2012. [17] kruger j., lien t., verl a.: cooperation of human and machines in assembly lines, cirp annals, vol. 58(2), pp. 628-646, 2009. [18] jakubek k.: bezpieczna współpraca ludzi i robotów,[dostęp 29-12-2017], http://automatykaonline.pl/wywiady/bezpieczna-wspolpraca-ludzi-i-robotow [19] bg/bgia risk assessment recommendations according to machinery directive. design of workplaces with collaborative robots, bgia – institute for occupational safety and health of the german social accident insurance, sankt augustin, 2011. [20] haddadin s., albu-schhaffer a., hirzinger g.: the role of the robot mass and velocity in physical human-robot interaction part i: non-constrained blunt impacts, materiały konferencyjne: ieee international conference on robotics and automation, pasadena, usa, pp. 1331-1338, 2008. [21] haddadin s., albu-schhaffer a., frommberger m., hirzinger g.: the role of the robot mass and velocity in physical human-robot interaction – part ii: unconstrained blunt impacts, materiały konferencyjne: ieee international conference on robotics and automation, pasadena, usa, pp. 1339-1345, 2008. [22] behrens r., elkmann n.: study on meaningful and verified thresholds for minimizing the consequences of human-robot collisions, materiały konferencyjne: ieee international conference on robotics & automation, hong kong, 2014. [23] universal robots – force move, [dostęp 29-12-2017], https://www.youtube.com/watch?v=szgvfyly5ps [24] kruczyński m.: zrobotyzowane stanowiska spawalnicze – przykłady konfiguracji, https://automatykab2b.pl/technika/2230-zrobotyzowane-stanowiskaspawalnicze-przyklady-konfiguracji#.wjphclxibrb, [dostęp 05-12-2017]. [25] cegielski p., kolasa a., sarnowski t.: dostosowanie robotów do spawania elementów o obniżonej dokładności, przegląd spawalnictwa, vol. 89(6), s. 25-28, 2011. [26] akgun b., subramanian k.: robot learning from demonstration: kinesthetic teaching vs. teleoperation, georgia institute of technology, college of computing, https://www.cc.gatech.edu/grads/k/ksubrama/files/hrifinalbk.pdf, [dostęp 29-12-2017]. [27] kinetiq teaching demo fabtech, [dostęp 29-12-2017], https://www.youtube.com/watch?v=3fmughbsgh8 [28] how to teach a linear welding path to a welding robot – kinetiq teaching by robotiq, https://www.youtube.com/watch?list=plsu4qiywzr4-dtdb8c4uk_ jxzkv4eskjs&v=6btgdmh8hrk, [dostęp 29-12-2017]. [29] universal robot welding – olympus, [dostęp 29-12-2017], https://www.youtube.com/watch?v=oz7te1q1rhw [30] universal robots & irs mexico increased productivity by intuitive welding program, [dostęp 29-12-2017], https://www.youtube.com/watch?v=tgk2lq5hdne [31] antonelli d., astanin s., galetto m., mastrogiacomo l.: training by demonstration for welding robots by optical trajectory tracking, materiały konferencyjne: 8th cirp conference on intelligent computation in manufacturing engineering, torino, pp. 145-150, 2013. [32] universal robots has reinvented industrial robotics, [dostęp 29-12-2017], https://www.youtube.com/watch?v=ecep1hzfxwg&list=plsxbkrkkmlqie06i tzinkdkavgkath3e3&index=4 [33] human robot co-operation welding workcell case, [dostęp 29-12-2017], https://www.youtube.com/watch?v=kxw-sjd-j-o [34] wizyjny system bezpieczeństwa safetyeye, [dostęp 20-12-2017] https://www.pilz.com/pl-pl/eshop/00106002207042/safetyeye-safe-camera system [35] malm t. i in.: safety of interactive robotics — learning from accidents, springer science & business media bv, vol.2(3), pp. 221-227, 2010. [36] touch sensing & seam tracking, [dostęp 29-12-2017], https://www.youtube.com/watch?v=astw-k7sq88 [37] fanuc – through arc seam tracking (tast), litho in u.s.a: fanuc robotics america, 2005. [38] robotics: joint sensing technologies, lincoln electric, [dostęp 29-12-2017], http://www.lincolnelectric.com/en-us/support/process-and-theory/pages/ intelligent-robotic-detail.aspx [39] xu y., yu h., zhong j., lin t., chen s.: real-time seam tracking control technology during welding robot gtaw process based on passive vision sensor, journal of materials processing technology, vol. 212(8), pp. 1654-1662, 2012. [40] funkcje wspomagające proces spawania w oprogramowaniu arc tool robotów fanuc, http://roboforum.pl/artykul/funkcje-wspomagajace-processpawania-w-oprogramowaniu-arc-tool-robotow-fanuc, [dostęp 29-12-2017]. [41] tunnell g., pomernacki ch., gregg j.: voice controlled welding system, patent us 4641292a, 1987. [42] profanter s., perzylo a., somani n., rickert m., knoll a.: analysis and semantic modeling of modality preferences in industrial human-robot interaction, ieee/ rsj international conference on intelligent robots and systems (iros) hamburg, germany, 2015. [43] rogowski a.: industrially oriented voice control system, robotics and computer-integrated manufacturing, vol. 28(3), pp. 303-315, 2012. [44] stiefelhagen r. i in.: natural human – robot interaction using speech, head pose and gestures, ieee/rsj international conference on intelligent robots and systems, sendai, japan, vol. 3, pp. 2422-2427, 2004. podsumowanie  na podstawie ukazanych w artykule tendencji występujących we współczesnej robotyce, można wnioskować, że bezpośrednia współpraca człowiek-robot, oraz techniki programowania przez demonstrację będą już niebawem coraz szerzej wykorzystywane także w praktyce przemysłowej. w chwili obecnej nie są to już tylko ogólne koncepcje, lecz w ślad za nimi idą badania konkretnych zagadnień związanych z tą tematyką oraz rozwiązania techniczne wprowadzane przez firmy produkujące roboty. jeśli chodzi o spawalnictwo, to występują tu być może większe ograniczenia wprowadzania tych koncepcji w życie, niż w niektórych innych dziedzinach, jednak prowadzone badania wykazują, że przy realizacji pewnych specyficznych zadań bezpośrednia współpraca człowiek-robot jest rozwiązaniem bardzo korzystnym. przykładem może być ręczne spawanie z zastosowaniem robota pełniącego funkcję „inteligentnego” pozycjonera. spełniony musi być jednak wtedy warunek zapewnienia niezawodnych i dogodnych dla użytkownika środków komunikacji człowiek-robot, takich jak komunikacja oparta na rozpoznawaniu gestów i na rozpoznawaniu mowy. ps 9 2016 www.pdf 65przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 calculation of thermodynamically optimized  temperature-/time-cycles  in nickel-based brazing joints optymalizacja temperatury/cykli czasowych w lutowaniu twardym poprzez obliczenia termodynamiczne prof. wolfgang h. müller; dipl.-ing. benjamin schmorl – tu berlin, fachgebiet kontinuumsmechanik und materialtheorie, institut für mechanik; prof. johannes wilden; oliver stahn, m.sc.– hochschule niederrhein, krefeld. autor korespondencyjny/corresponding author: oliver.stahn@hs-niederrhein.de streszczenie lutowanie materiałów z wykorzystaniem lutów na osnowie niklu jest już procesem znanym i opanowanym. w tym kontekście tworzenie się w złączu kruchych faz jest istotnym problemem. wzrastająca ilość tych faz wpływa negatywnie na własności mechaniczne połączenia. efekt ten zwiększa się jeżeli lut produkuje się w postaci taśmy i ilość kruchych faz jest wyraźnie większa. uniknięcie formowania się kruchych faz zmusza do stosowania małych szczelin lutowniczych. stosowana dodatkowo obróbka cieplna również częściowo redukuje ilość kruchych faz. w przedstawianej pracy zastosowano symulację termodynamiczną w celu określenia przemian fazowych i procesu dyfuzji w złączu lutowanym. symulacje wykonano przy pomocy thermo-calc i tc dictra oraz modelu analitycznego. sprawdzano różne cykle temperatura/czas aby ustalić ich wpływ na tworzenie kruchych faz. wykonano dodatkowo wybrane badania dotyczące interesujących nas materiałów. zastosowano metodę pomiaru nanowgłębienia do określenia lokalnego modułu younga oraz pomiaru twardości. badanie wytrzymałości na rozciąganie wykonano na próbkach miniaturowych. wyniki pozwoliły ustalić wpływ ilości kruchych faz w złączu na własności mechaniczne całego połączenia. słowa kluczowe: lutowanie twarde; luty na osnowie niklu; kruche fazy; obróbka cieplna; obliczenia i symulacje teoretyczne; badania własności połączeń abstract brazing with nickel-based filler materials is an established joining process. in this context the formation of brittle phases in the joint is a significant difficulty. an increased proportion of these phases influences the mechanical properties of the joints negatively. this effect gains strong influence if a continuous band of brittle phases is formed. in order to avoid formation of brittle phases, small brazing gaps are necessary. subsequent heat treatment is partially able to reduce the proportion of brittle phases. in this paper thermodynamic simulations are applied in order to calculate phase transformations and diffusion processes during brazing of commonly used materials. the simulations are performed by using thermo-calc and tc dictra, as well as an analytical model. different temperature-/time-cycles are examined in order to characterize their influence on the formation of brittle phases. additionally, experiments were executed with the materials of interest. nanoindentation is used to determine local values of young’s modulus and indentation hardness. miniature tensile tests are applied to examine the tensile strength. the evaluated data is used to specify correlations between the properties of brittle phases in the joint and of its global mechanical properties. keywords: brazing; nickel-based filler materials; brittle phases; heat treatment; calculations and theoretical simulations; investigations of joints properties introduction high temperature brazing with nickel-based filler materials is widely applied in various sectors, e.g., aviation and aerospace engineering, medical technology and refrigeration industry. tensile strengths of more than 500 mpa are achievable. the brazing process is performed in vacuum and inert gas furnaces at temperatures above 900 °c. high temperature brazing has been subject of scientific investigation since the 1970’s [1÷7]. the most significant obstacle is the occurrence of brittle phases in the brazing gap, which can influence the mechanical properties of the joint negawolfgang h. müller, johannes wilden, benjamin schmorl, oliver stahn przeglad welding technology review 66 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 tively. this effect is reinforced in case of continuous, bandshaped brittle phases, cf. fig. 1., i.e., the tensile strength can be reduced to values less than 50 mpa. in order to avoid the formation of brittle phases, the width of the brazing gap must not exceed a critical value. this requires a precise and therefore cost-intensive manufacturing of the components to be brazed. it is the objective of this work to propose temperature/time-cycles which avoid the formation of brittle phases in larger brazing gaps. this is obtained by thermodynamic simulations. therefore the diffusion processes during brazing can be analysed for commonly used filler materials, namely ni 620, ni 650 and b-ni60crpsi-980/1020. base materials are usual steels. at first, the commercial software packages thermo-calc and tc dictra are examined for simulation capability. here, many difficulties occur due to limitations of the available databases. their applicability to the required simulation processes is currently unfortunately strongly restricted. therefore, another simulation approach is used, which is based on an analytical solution of fick’s diffusion equation. diffusion coefficients are obtained from edx-linescans and arrhenius’ equation is used to take temperature dependence into account. for examination of the mechanical properties of the joints, miniature tensile tests and nanoindentation tests are performed. fig. 1. brazed joint, brazing gap 100 µm, base material: x5crni18-10 (1.4301), filler: ni 620, 90 min, 1050 °c rys. 1. połączenie lutowane, szczelina 100 µm, materiał rodzimy – x5crni18-10 (1.4301), lut – ni620, 90 min, 1050 °c thermo-calc and tc dictra thermo-calc and tc dictra are software packages for thermodynamic and diffusion calculations, respectively. among other things thermo-calc can be used to calculate phase and so-called property diagrams for complex alloys. figure 2 shows a property diagram for the filler material ni 650 calculated by thermo-calc. the calculations are based on experimental data available in a number of databases designed for a specific purpose, e.g., nickel superalloys or steels. unfortunately there is no database specifically designed for brazing or usual brazing filler materials. therefore one has to use a database dealing with a similar kind of material. in case of nickel-based filler materials, one can use the database for nickel superalloys with some limitations. these limitations concern the restricted amount of chemical elements that are available. furthermore one need to pay close attention to the results of the calculations, if the application is outside of the originally planned range of use of the database. it is possible that the calculations include some phases which are not found in experiments and are therefore not to be expected to occur in the calculations either. in order to deal with this problem, one has to suspend manually the phases in question to get a more realistic result. in addition, some elements, such as boron or phosphorus, can be a reason for unrealistic results. if an element is not represented in the used database it is impossible to include it in the calculation. this leads to a change of alloy composition and therefore the result cannot give insight into the real problem. another point one has to take into account is the amount of the single elements in the composition. especially the boron content in nickel-based filler materials is critical. if one considers these limitations of the software one obtains diagrams containing important properties of the filler material, i.e., solidus and liquidus temperature. on the other hand tc dictra offers insight into the dynamics of the brazing process. with the help of this software, one can perform diffusion calculations using experimental thermodynamic and mobility data in specific tc dictra databases. nonetheless some databases are shared between thermo-calc and tc dictra. therefore some of the crucial points mentioned above have to be considered in tc dictra calculations as well. furthermore another conflict arises concerning the combination of base and filler materials studied in this paper. since all base materials of interest are steels which are brazed using nickel-based filler materials one has to decide which database fits best. in contrast to the calculations with thermocalc one should use the steel database in tc dictra so that the process of diffusion in the steel is represented as best as possible in the calculation. as a result of tc dictra calculations one obtains the composition in the joint as a function of space and time, cf. fig. 3. this data can be analysed and used as new input data for thermo-calc allowing for the possibility to calculate which phases are present in every point in space and time. with this information one is able to determine which temperature and holding time is needed during the brazing process in order to avoid brittle phases in the joint. these temperatures and holding times are the base for new temperature-/time-cycles. however, even if one considers all of the points mentioned above there are some obstacles which are unsolvable using thermo-calc and tc dictra. most notably it is not possible to calculate any type of phase or property diagram for the filler material b-ni60crpsi-980/1020 due to the high phosphorus content. phosphorus is not available in the nickel databases of thermo-calc and tc dictra. one could use the steel database since it allows the usage of phosphorus which is recommended to be in the order of magnitude of parts per million. since the filler material contains about 6 wt.-% of phosphorus it is impossible to obtain any realistic results from thermo-calc or tc dictra if this material is involved. additionally the filler material ni 620 needs further analysis. some of the phases calculated by thermo-calc are not found in experiments. this results in solidus and liquidus temperatures that are higher than expected for this material. if one fig. 2. property diagram of ni 650 rys. 2. wykres własności ni650 brittle phase 67przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 excludes these phases from the calculation, the solidus and liquidus temperatures are lower but still differ from the expected value by about 100 °c. due to this fact the results need to be interpreted carefully. in order to do research on these materials we needed to find a way of calculation without using thermo-calc and tc dictra. therefore we started to use an experimental method based on energy dispersive x-ray analysis (edx) and fick’s laws of diffusion. fick’s laws of diffusion fick’s first law of diffusion is an empirical equation correlating the flux j and the concentration gradient. the second law, the continuity equation, is a balance equation for the concentration. by combining fick’s first and second law, one gets the diffusion equation under the assumption that d= const. where d and c are the diffusivity and the concentration, respectively. in order to use equation (1) in brazing we have to formulate a proper mathematical problem. since we are only interested in joints where the base material is the same on both sides, there is a symmetry to be used in the formulation, cf. fig. 4. fig. 3. fraction of nickel mixed crystal in 16mo3/ni650 at 800 °c, 20 µm distance from the middle of the brazing gap rys.  3. frakcja wymieszanych kryształów dla 16mo3/ni650 w 800 °c, odległość od środka szczeliny lutowniczej 20 µm 2 2 ∂ ∂ ∂ ∂ c c = d t x (1) fig. 4. geometric model with and without using symmetry rys. 4. symetryczny i asymetryczny model geometryczny by considering the differential equation, i.e., fick’s second law, as well as proper initial and boundary conditions a well posed mathematical formulation of the problem can be derived (2) due to the fact that in typical brazing processes l<<l, one need to be careful when solving the boundary value problem stated in (2). in order to avoid mistakes due to the large scale variation a dimensionless problem statement is proposed. in order to do so we solve the dimensionless problem and transform the solution back to its dimension containing form. by applying the separation method the following solution can be derived (3) ( )-1 2 21 1 2 2 2 n=1 sin nð nð nð ( ) 2 exp cos nð ( ) ( ) lllc c c x,t + c c t x l ll + l-l d ∞ = −∑ . sin π nπ n2π2 nπ note that neither the geometric l and l nor the physical parameters c1, c2 and d are known in this point. in order to calculate d, one has to make estimates for the other parameters. calculation of diffusivities due to the fact that diffusivities are usually not available for complex materials like steels or filler materials in brazing, we aim to calculate diffusivities for our materials of interest. in order to do so, we use data by an energy dispersive x-ray analysis unit (edx) which gives us the local composition of a specimen. we used actual brazing joints for the sake of calculating diffusivities under the real conditions in the joint. this enables us to calculate the timely change in composition for all material combinations of interest. the calculation needs to be done numerically, since the diffusivity should ensure that the resulting concentration curve fits the measured data points in an optimal manner. we developed a corresponding algorithm which is illustrated in fig. 5. the process of calculation starts by importing the data from the linescan into mathematical software and make estimates for all uncertain (geometric and physical) parameters but not for the diffusivity itself. in order to find these estimates one should read out the initial concentrations and the geometric parameters from the edx data. these estimates are combined with the solution of fick’s second law. the remaining free parameter, the diffusivity, is now calculated using a numerical optimization technique to ensure that the data is fitted as good as possible. if the data is not fitted well enough, new estimates have to be made, the afore-mentioned steps have to be repeated. in case that the data is fitted well enough, one can derive the temperature dependency of the diffusivity based on arrhenius’ equation, 0 exp( ) .d t t d q r −= (4) however, to apply this equation one would need specimens which were brazed using two different temperatures in the brazing process since there are two unknown parameters to be determined, i.e., activation energy and frequency factor. it can be shown, that eq. (4) can be approximated by (5) 1 1( ) t t dd t ≈ where d1 is a known diffusivity at a temperature t1. this approximation is valid if the chosen temperature t differs not to 68 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 fig. 5. flow chart of the algorithm for calculation of diffusivities rys. 5. schemat blokowy algorytmu do obliczania dyfuzyjności much from t1. with the presented method one is able to calculate all parameters needed in fick’s second law to predict the composition of the materials in the joint as a function of time. furthermore, one is not restricted to the temperature which was used brazing the specimen from which the diffusivity was calculated due to the shown approximation of arrhenius’ equation. this is the foundation for the derivation of temperature-/time-cycles for joints with similar as well as dissimilar materials by changing the geometrical model shown in fig. 4. derivation of temperature-/time-cycles with the knowledge of the change of composition in time one is able to suggest new temperature-/time-cycles by evaluating phase diagrams. the phase diagrams can be taken from the literature or can be calculated by using thermocalc. especially good results are obtained from thermo-calc if binary phase diagrams are needed. these can be used to determine the possibly occurring brittle phases. if the overall amount for a critical element in the joint is less than needed for the formation of a brittle phase, one can be sure that this phase will not be found in the joint. fig. 6 shows the evolution of the composition in the middle of the brazing gap in the joint b-ni60crpsi-980/1020 – 1.4301. the composition in the joint is evaluated in the middle of the brazing gap since this is the most critical point in the connection. it is obvious that chromium and silicon reach their satufig. 6. evolution of the composition in the middle of the brazing gap, steel: 1.4301, filler material: b-ni60crpsi-980/1020, brazing gap: 50 µm, brazing temperature: 1195 °c rys. 6. zmiana składu w środku szczeliny lutowniczej, stal: 1.4301, lut: b-ni60crpsi-980/1020 szczelina: 50 µm, temperatura lutowania: 1195 °c ration concentration quickly. this is because of the similar amounts in base and filler materials. the change in concentration of phosphorus is nearly completed after five hours. merely the concentrations of iron and nickel are changing after this point. since iron and nickel are completely miscible at the brazing temperature, one cannot expect any change in the occurring phases due to the interchange of iron and nickel. table i. proposed temperature-/time-cycles, *calculated only using thermo-calc and dictra tablica  i.  zaproponowane cykle temperatura/czas, *wg obliczeń z thermo-calc i dictra filler  material base  material brazing  temp.  (°c) holding  time  (min) brazing  gap   (µm) ni 620 1.2343 1075 60 50 1.4301 1075 60 50 1.4404 1075 60 50 b-ni60 crpsi -980 /1020 1.4301 1195 300 50 1220 180 50 1220 150 50 1.4404 1195 150 50 1220 120 50 1220 105 50 ni 650 1.4301* 1220 360 50 16mo3 1220 270 50 therefore one should choose the brazing temperature to be 1195 °c with a holding time of five hours if the brazing gap is 50 μm wide. this temperature-/time-cycle ensures the best chances to avoid brittle phases in the brazing gap for this combination of base and filler material. this procedure can be carried out in a similar manner for other combinations in order to derive new temperature-/time-cycles for these combinations. by applying this method we calculated new temperature-/time-cycles for a wide variety of material combinations using a brazing gap of 50 µm. the results are shown in tab. 1. results  of proposed temperature-/time-cycles several specimen were produced using the proposed temperature-/time-cycles. table ii shows the mechanical properties of some specimen brazed with b-ni60crpsi-980/1020. the resulting specimen are shown in fig. 8. the tensile strengths were measured using miniature tensile tests and the indentation hardness was determined by nanoindentation tests with a berkovic pyramid shaped indenter. note that the columns with temperature 1220 °c show the measurements of two proposed temperature-/time-cycles and the other are used for comparison. specimen produced using the new cycles achieve considerably higher tensile strengths than the traditional joints. furthermore the mechanical properties, i.e., young’s modulus and indentation hardness are homogenized across base material, mixed crystal and brittle phase. this yields the higher tensile strengths due to the dissolution of the mismatch in mechanical properties. the more homogenized material properties result in lesser stresses at the boundary layers between the different areas of the joint, 69przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 i.e., base material, mixed crystal and brittle phase. in case of these joints it is not possible to get rid of the brittle phases in general since iron and phosphorus always form the brittle intermetallic fe3p. this phase cannot be avoided, cf. fig. 7. fig. 7. fe-p phase diagram rys. 7. wykres fazowy fe-p base 1.4301 1.4404 holding time  (min) 20 90 180 20 90 120 temperature  (°c) 1090 1090 1220 1090 1090 1220 tensile  strength   (n/mm2) 229 246 >320 199 232 261 young’s  modulus   (103 n/mm2) base 190±13 188±13 241±20 193±7 194±10 249±25 m.c. 195±9 189±17 249±20 197±7 197±7 249±25 b.p. 211±9 220±25 270±24 225±12 217±7 247±30 indentation  hardness   (103 n/mm2) base 3.2±0.4 3.1±0.5 5±0.46 3.0±0.1 3.2±0.3 4.9±0.47 m.c. 3.6±0.3 3.6±0.3 4.8±0.4 3.6±0.3 3.3±0.2 4.9±0.5 b.p. 8.7±0.9 6.8±1.9 7.4±0.6 8.4±0.9 7.6±1.4 6.7±1.3 table ii. mechanical properties of different brazing joints produced using the filler material b ni60crpsi-980/1020. abbreviations m.c. – mixed crystal, b.p. – brittle phase. tensile strength was measured by miniature tensile tests. tablica ii. własności mechaniczne różnych połączeń lutowanych przy użyciu lutu b ni60crpsi-980/1020. skróty m.c. – wymieszany kryształ, b.p. – faza krucha; wytrzymałość na rozciąganie była mierzona na próbkach miniaturowych in case of other filler materials brittle phases can be avoided completely by the temperature-/time-cycles presented in this work. three joints ni 620 – 1.2343, ni 620 – 1.4301 and ni 620 – 1.4404 are depicted in fig. 9. it can be observed that there are no brittle phases visible in the joint. all three joints were brazed at a brazing temperature of 1075 °c with a holding time of 60 minutes. the microscopic images in fig. 10 show the joint ni 650 – 16mo3, 1220 °c, 270 minutes. the figure depicts both a non-normalised and a normalised specimen. it is clearly observable that without the process of normalisation there is a very coarse grain structure in the base material. in case of the normalised specimen refined grain structure is achieved due to the heat treatment. note that in both cases the joint is free of brittle phases and is not affected by the heat treatment. fig. 8. microscopic images of two joints brazed with the filler material b-ni60crpsi-980/1020 (a) 1.4301, 1220 °c, 180 min, gap > 100 µm, (b) 1.4404, 1220 °c, 120 min, gap 50 µm rys.  8. mikrostruktura dwóch połączeń lutowanych – lut b-ni60crpsi-980/1020 (a) 1.4301, 1220 °c, 180 min, szczelina > 100 µm, (b) 1.4404, 1220 °c, 120 min, szczelina 50 µm a) b) 70 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 fig.  9. microscopic images of three different joints using the filler material ni 620 and a brazing gap of 50 µm. the base materials are (a) 1.2343, (b) 1.4301 and (c) 1.4404 rys.  9. mikrostruktura trzech połączeń lutowanych – lut ni 620, szczelina 50 µm. materiał rodzimy (a) 1.2343, (b) 1.4301 and (c) 1.4404 fig.  10. microscopic images of etched specimens. base: 16mo3, filler: ni 650. (a) without normalising, (b) with normalising, 930 °c, 30 minutes rys. 10. mikrostruktura próbki trawionej. materiał rodzimy – 16mo3, lut ni 650, a) bez normalizowania, b) po normalizowaniu 930 °c, 30 min a) b) c) b)a) summary and outlook the main objective of this work was the development of new temperature-/time-cycles for brazing with nickel-based filler materials, ni 620, ni 650 and b-ni60crpsi-980/1020 in order to reduce brittle phases in the brazing gap. by applying the presented method, we were able to propose temperature-/time-cycles for a large variety of material combinations. furthermore the experimental evaluation of the new cycles showed that it is possible to produce brazing joints using ni 620 and ni 650 without any brittle phases. in case of the filler material b-ni60crpsi-980/1020 the brittle phase fe3p is unavoidable. nevertheless the proposed cycles produced joints with better mechanical properties than the original brazing process. the presented method proposes the foundation of derivation of temperature-/time-cycles in case of joints using dissimilar materials, i.e., joints with different base materials on both sides of the gap. literature [1] h.-d. steffens, b. wielage: verhalten von hochtemperaturlötverbindungen bei schwingender belastung und erhöhten temperaturen. z. werkstofftechnik 8, pp. 82–88 (1977). [2] e. lugscheider, o. knotek, k. klöhn: melting behaviour of nickel-chromium-silicon alloys, thermochimica 29, pp. 323–326 (1979). [3] k.-d. partz: einfluss von lötparametern auf die zugfestigkeit stumpfgelöteter hochtemperaturlötverbindungen – parametercharakteristik der lötsysteme bni-2, bni-5, bni7/1.4961, 1.4550. rwth aachen, dissertation (1981). [4] h. krappitz: duktilitätsverhalten hochtemperaturgelöteter verbindungen warmfester werkstoffe. rwth aachen, dissertation (1986). [5] g.m. van gulik, p. heilmann: hochtemperatur-vakuumlöten mit anschließender vakuum-wärmebehandlung – eine rationelle technische lösung. in: hartund hochtemperaturlöten und diffusionsschweißen, dvs-berichte 125, pp. 6–9 (1989). [6] w. müller: metallische lotwerkstoffe. deutscher verlag für grundstoffindustrie (1990). [7] b. wielage, l. martinez: hochtemperaturlöten von hochlegierten stählen mit modifizierten standardloten, hartund hochtemperaturlöten und diffusionsschweißen, dvs-berichte 212 pp. 346–349, (2001). [8] w.c. oliver, g.m. pharr, an improved technique for determining hardness and elastic modulus using load and displacement sensing indentation experiments. j. mater. res. vol. 7 no 6, pp. 1564–1583 (1992). 201204_pspaw.pdf 15przegląd spawalnictwa 4/2012 mariusz prażmowski henryk paul charakterystyka bimetali cyrkon-stal zgrzewanych wybuchowo przy różnych parametrach procesu the characteristic of zirconium-steel bimetalics strips  fabricated by explosive welding using different process  parameters  dr mariusz prażmowski – politechnika opolska, prof. dr hab. inż. henryk paul – instytut metalurgii i inżynierii materiałowej pan, kraków. streszczenie w artykule przedstawiono wyniki prób związanych z doborem optymalnych parametrów procesu zgrzewania wybuchowego próbnych płyt z cyrkonu zr 700 z dwoma gatunkami stali: sa-516 gr. 70 i 10crmo9-10. badania prowadzono dla złączy w stanie wyjściowym, tj. bezpośrednio po zgrzewaniu wybuchowym. poddano analizie zmiany strukturalne łączonych blach, ze szczególnym uwzględnieniem charakterystyki granicy połączenia. wykonano badania właściwości mechanicznych otrzymanych platerów, tj. próbę ścinania, odrywania oraz zginania bocznego. systematyczne pomiary rozkładu mikrotwardości pozwoliły na analizę zjawiska umocnienia materiału w wyniku procesu zgrzewania wybuchowego, zarówno w strefie bezpośrednio przy granicy połączenia, jak również w całym przekroju plateru. analiza uzyskanych wyników pozwoliła na ocenę wpływu parametrów procesu zgrzewania wybuchowego na jakość uzyskanego połączenia, tj. jego charakterystykę oraz właściwości wytrzymałościowe. stwierdzono, że optymalne właściwości można uzyskać przy najniższych z zastosowanych parametrów procesu. abstract the paper presents the results of trials aimed at selecting optimal parameters of the explosion welding process for test zirconium plates with two grades of steel – sa516 gr 70 and 10crmo9-10. the research was carried out for as-bonded welds, i.e. immediately following explosion welding. structural changes of the joined sheets underwent analysis, particularly focusing on the characteristic of the bond boundary. mechanical properties of the clads were tested by shearing, peel test and lateral bending. systematic measurements of microhardness enabled analysing the strengthening of the material at the bond zone and throughout the whole section of the clad. the analysis make possible the description of the process parameters influence on the quality of the bond, i.e. its morphology and strength properties. it was concluded that the optimal properties of the clad can be achieved with the lowest values of the process parameters. wstęp w okresie wzrostu wydajności produkcji i konkurencyjności producenci muszą zwracać szczególną uwagę na konieczność poprawy jakości oraz trwałości wytwarzanych wyrobów, co jest to związane z poszukiwaniem i stosowaniem materiałów o coraz lepszych właściwościach. szczególnie przemysł chemiczny i energetyczny wykazuje zapotrzebowanie na takie materiały, które zapewnią jednocześnie odporność na działanie agresywnych środowisk w nowoczesnych instalacjach. do tej grupy można zaliczyć metale reaktywne, tj. tytan, niob, tantal, cyrkon oraz ich stopy. niestety materiały te są drogie, a także w wielu przypadkach ich wytrzymałość może być niewystarczająca do przenoszenia obciążeń wynikających z konstrukcji lub przeznaczenia urządzenia. jednym z rozwiązań umożliwiających połączenie wysokiej wytrzymałości, dobrej odporności korozyjnej i niewielkich kosztów wytworzenia jest zastosowanie 16 przegląd spawalnictwa 4/2012 tablica i. skład chemiczny łączonych blach, wg atestu dostawcy table i. the chemical composition of joined metal sheets, as per the supplier’s certificate materiał skład chemiczny, % c fecr h o zr+hf n zr 700 < 0,002 0,05 < 0,0003 0,05 >99,2 < 0,002 c mn si p s ni cr mo al n nb sa516 gr. 70 0,170 1,13 0,345 0,008 0,001 0,285 0,150 0,035 0,045 0,004 0,019 10crmo9-10 0,123 0,500 0,230 0,012 0,005 0,030 2,130 0,947 0,036 0,006 0,005 materiałów platerowanych. w tym przypadku wykorzystuje się połączenie tańszego materiału, które można zapewnić wysokie właściwości mechaniczne z materiałem drogim, o dobrych właściwościach ochronnych, przy czym często, cienka warstwa jest wystarczająca, aby znaczenie wydłużyć okres eksploatacji instalacji. wiele technologii umożliwia łączenie ze sobą materiałów o zbliżonych właściwościach, np. napawanie, walcowanie pakietowe, zgrzewanie dyfuzyjne itp. trudniejsze jest połączenie materiałów różniących się w znacznym stopniu właściwościami fizykochemicznymi. wówczas jedynym możliwym rozwiązaniem pozostaje technologia zgrzewania wybuchowego. technologia ta jest od wielu lat stosowana w przemyśle do łączenia metali i stopów o silnie zróżnicowanych właściwościach fizycznych i metalurgicznych. jest przy tym szczególnie przydatna w łączeniu materiałów, dla których tradycyjne techniki spajania nie zapewniają uzyskania platerów o zadowalającej jakości połączenia. inną znaczącą zaletą tej metody spajania jest to, że proces ten w zasadzie jest wolny od fizycznych, mechanicznych i temperaturowych ograniczeń tradycyjnego procesowi zgrzewania. z omawianej grupy materiałów reaktywnych coraz większym zainteresowaniem cieszy się cyrkon, charakteryzujący się wysoką odpornością na korozję w różnych agresywnych środowiskach, tj. zawierających ługi, w roztworach kwasu solnego, azotowego, siarkowego i fosforowego, we wrzącym kwasie mrówkowym, octowym, mlekowym, cytrynowym i chlorooctowym, zwłaszcza przy pracy elementów w temperaturze podwyższonej [3]. cyrkon (i jego stopy) jest metalem o bardzo niskim współczynniku pochłaniania gorących neutronów, stąd też znajduje zastosowanie w budowie niektórych elementów reaktorów jądrowych. dodatkowo ma on najwyższy współczynnik odbicia promieniowania elektromagnetycznego, dlatego też (w postaci blach) wykorzystuje się go do osłony pomieszczeń przed promieniowaniem. niestety wysoki koszt produkcji jest podstawowym ograniczeniem powszechnego zastosowania cyrkonu jako materiału konstrukcyjnego. możliwość wytwarzania blach platerowanych cyrkonem, z wykorzystaniem technologii zgrzewania wybuchowego, w znacznym stopniu może przyczynić się do stosowania na skalę przemysłową cyrkonu oraz jego stopów. na jakość oraz wytrzymałość uzyskanego połączenia ma wpływ obszar powstający na granicy zgrzewanych metali. geometryczna oraz strukturalna budowa połączeń zgrzewanych zależy przede wszystkim od rodzaju zgrzewanych metali, parametrów zgrzewania oraz grubości zgrzewanych elementów [1, 2]. w artykule przedstawiono wyniki badań mechanicznych i strukturalnych strefy złącza płyt próbnych bimetali cyrkon zr 700 – stal wykonanych technologią zgrzewania wybuchowego, przy różnych parametrach procesu. materiały te zostały wykonane przez ztw explomet w ramach pracy badawczej realizowanej przez politechnikę opolską. metodyka badań przedmiotem analizy są układy bimetalowe wykonane technologią zgrzewania wybuchowego przy różnych parametrach procesu, tj. prędkości detonacji (v) oraz odległości pomiędzy blachami (h). materiał do badań wykonano na poligonie, stosując układ dwóch płyt równoległych według schematu przedstawionego na rysunku 1. do wykonania układów próbnych wykorzystano płyty o wymiarach 300 x 500 mm. materiałem nakładanym we wszystkich przypadkach była blacha cyrkonowa zr 700 (nazwa handlowa zircadyne) o grubości 3,175 mm. jako materiał podstawowy zastosowano dwa rodzaje blach stalowych, w budowie aparatury przemysłowej: sa–516 gr.70 o grubości wyjrys. 1. układy próbne bimetalu zr–stal: a) schemat układu, 1 – materiał wybuchowy, 2 – płyta lotna zr 700, 3 – płyta bazowa stal, 4 – podłoże, v – prędkość detonacji, h – odległość płyt; b) układ przed strzałem, c) bimetal po wykonaniu połączenia fig. 1. trial structures of bi-metal zr – carbon steel: a) schematic illustration of the explosive cladding set-up: 1 – explosive, 2 – zr 700 flyer plate, 3 – p265gh steel base plate, 4 – substrate, v – detonation velocity, h – distance between plates, b) before the explosion, c) the bi-metal after bonding 17przegląd spawalnictwa 4/2012 ściowej 20 mm oraz 10crmo 9-10 o grubości 18 mm. skład chemiczny stosowanych metali przedstawiono w tablicy i. w celu ustalenia optymalnych parametrów platerowania zgrzewanie realizowano, zmieniając dwa podstawowe parametry procesu – początkową odległość pomiędzy powierzchniami płyty podstawowej i nastrzeliwanej (h), i prędkość detonacji (v). takie podejście umożliwiło otrzymanie dla poszczególnych układów materiałów złączy o różnej charakterystyce. oznaczenie płyt próbnych z ich zależnością pomiędzy parametrami procesu zestawiono w tablicy ii. podczas detonacji we wszystkich przypadkach mierzona była prędkość (v). w tym celu na gotowych układach strzałowych zamontowane zostały przewody światłowodowe z urządzeniem pomiarowym explomet. różne prędkości detonacji uzyskano dzięki zastosowaniu ładunków o zróżnicowanych parametrach materiału wybuchowego. wszystkie płyty próbne (po zgrzaniu) poddano dwuetapowym badaniom ultradźwiękowym na całej porys. 2. płyta próbna z zaznaczonym obszarem nieciągłości miejsca pobudzenia fig. 2. test plate with the discontinuity area marked around the activation point tablica ii. oznaczenie wytworzonych płyt oraz zależności pomiędzy parametrami procesu table ii. designation of the produced plates and the relations between process parameters parametru procesu materiał nakładany + podstawowy zr 700 + 10crmo9-10 (3,175 mm + 18 mm) zr 700 + sa 516 gr. 70 (3,175 mm + 20 mm) płyta a6 a7 a10 a8 a9 a11 prędkość detonacji v, m/s 1,1v1 v1 1,25v1 1,1v1 1,1v1 1,4v1 odległość płyt h, mm h1 h1 3h1 2h1 3h1 2h1 v1 – prędkość podstawowa, h1 – odległość podstawowa. rys. 3. badania mechaniczne bimetalu zr-stal: a) miejsce pobrania próbek, b) próbka do próby ścinania, c) schemat próby ścinania, d) próbka po próbie ścinania, e) próbka do próby odrywania, f) schemat próby odrywania, g) próbka po próbie odrywania fig. 3. mechanical tests of zr-steel bimetal: a) sampling spot, b) shearing test sample, c) shear test diagram, d) post-shear sample view, e) peel test sample, f) peel test diagram, g) the view of the sample after the peel test tablica iii. wyniki badań mechanicznych table iii. mechanical test results parametry procesu materiał nakładany + podstawowy zr 700 + 10crmo9-10 (3,175 mm + 18 mm) zr 700 + sa 516 gr.70 (3,175 mm + 20 mm) płyta a4 a6 a7 a10 a8 a9 a11 wytrzymałość na ścinanie rs mpa 376 321 407 335 351 353 389 miejsce zr zr zr g zr zr g wytrzymałość na odrywanie ro mpa 533 409 486 61 449 475 144 miejsce g zr zr g zr zr g zr – miejsce zniszczenia w materiale nakładanym, g – miejsce zniszczenia na granicy połączenia. a) b) c) d) g) e) f) wierzchni w celu określenia spójności połączenia i ciągłości złącza. pierwszy etap realizowano bezpośrednio po zgrzaniu, natomiast drugi po prostowaniu na prasie. dla wszystkich płyt prezentowanych w artykule wynik był pozytywny w odniesieniu do obszaru połączenia. przykładową płytę próbną z zaznaczonym obszarem po badaniach ultradźwiękowych przedstawiono na rysunku 2. 18 przegląd spawalnictwa 4/2012 dla wszystkich układów próbnych przeprowadzono badania właściwości mechanicznych wymaganych dla materiałów platerowanych wybuchowo wg en 13445-2, tj. próbę gięcia bocznego, próbę ścinania oraz próbę odrywania (rys. 3). do badań pobrano próbki ze wszystkich platerów. wyniki testów podano w tablicy iii. we wszystkich próbach zginania bocznego próbki zostały zgięte o kąt 180o, nie wykazując żadnych wad w postaci pęknięć lub rozwarstwień. z wykonanych platerów przygotowano materiał do badań strukturalnych. zgłady metalograficzne wykonano na powierzchniach równoległych do kierunku przemieszczania się fali (i jednocześnie prostopadłych do powierzchni łączenia). w pierwszym etapie powierzchnie próbek przygotowywano mechanicznie przez szlifowanie na papierach ściernych o zmieniającej się gradacji, a następnie polerowano z użyciem past diamentowych. kolejnym etapem było polerowanie i trawienie na polerce elektrolitycznej lectropol 5 z zastosowaniem elektrolitu a3 firmy struers™. tak przygotowane zgłady poddano obserwacjom na mikroskopie świetlnym olympus ix70, na podstawie których analizowano zmiany strukturalne oraz wykonano makroanalizy granicy połączenia. posłużyły one do opracowania ogólnej charakterystyki złącza oraz ilościowego ujęcia udziału warstwy przetopień. dla każdego z analizowanych układów określono podstawowe parametry złącza, tj.: wysokość fali (h), długość linii złącza (l), długość fali (n) i pole powierzchni przetopień (p) (rys. 4). z uzyskanych wyników wyznaczono wartości średnie, które posłużyły do określenia, za pomocą równania (1), tzw. równoważnej grubości przetopień (współczynnika rgp), charakteryzującej udział warstwy przetopionej na granicy łączonych bimetali: (1) gdzie: p – sumaryczne pole powierzchni przetopień, μm2; l – długość linii złącza, μm. pomiary mikrotwardości metodą vickersa przy obciążeniu 10 g przeprowadzono zgodnie z pn-en iso 6507-1:2007. celem pomiarów była obserwacja zmian umocnienia poszczególnych warstw w pobliżu strefy połączenia (do 0,5 mm od granicy złącza), jak również określenie rozkładu twardości w całym przekroju plateru. pomiary wykonywano mikrotwardościomierzem leco mht series 200, wzdłuż linii pomiarowych prostopadłych do granicy połączenia (3 serie). wyniki badań obserwacje strukturalne dla wszystkich układów próbnych wykonano badania mikrostrukturalne w obszarze złącza. na rysunku 5 przedstawiono obrazy mikrostruktury obserwowane na mikroskopie świetlnym, gdzie dobrze uwidoczniono formowanie się charakterystycznego złącza falistego, dla szerokiego zakresu zastosowanych parametrów technologicznych spajania. dla każdego plateru wykonano pomiary charakterystycznych parametrów złącza, wykorzystując oprogramowanie do analizy obrazu. wyniki pomiaru takich parametrów jak: wysokość fali h, jej długość n, jak również długość linii złącza l i sumaryczne pole powierzchni warstwy przetopionej p, przedstawiono w tablicy iv. na podstawie dwóch ostatnich parametrów wyznaczono współczynnik rgp charakteryzujący udział warstwy przetopionej w złączu. na podstawie analizy mikroskopowej oraz pomiarów parametrów złącza (tabl. iv) wszystkie połączenia można zakwalifikować do grupy połączeń falistych o nieregularnym przebiegu. w przypadku rys. 4. podstawowe parametry złącza: h – wysokość fali, l – długość linii złącza, n – długość fali, p – pole powierzchni przetopień fig. 4. basic bond parameters: h – wave height, l – length of the bond line, n – wave length, p – fusion surface area tablica iv. parametry opisujące kształt fali oraz udział warstwy przetopionej w złączu table iv. parameters describing wave shape and the quantity of the fusion zone n r pr ób ki m at er ia ł n ak ła da ny m at er ia ł p od st aw ow y g, m m d łu go ść li ni i z łą cz a l, μ m ś re dn ia w ys ok oś ć fa li h , μ m ś re dn ia d łu go ść fa li n, μ m s um ar yc zn e po le po w ie rz ch ni p rz et op ie ń p, μ m 2 r ów no w aż na g ru bo ść pr ze to pi eń r g p, μ m a6 zr 700 (3,17) 10crmo9-10 (18) 9899 31 275 3523 0,36 a7 zr 700 (3,17) 10crmo9-10 (18) 8523 28 240 3273 0,38 a10 zr 700 (3,17) 10crmo9-10 (18) 11506 276 1418 155155 13,48 a8 zr 700 (3,17) sa-516 gr 70 (20) 11279 54 492 5148 0,46 a9 zr 700 (3,17) sa-516 gr 70 (20) 9709 35 188 9807 1,01 a11 zr 700 (3,17) sa-516 gr 70 (20) 13659 218 977 145061 10,62 19przegląd spawalnictwa 4/2012 próbek o niskich parametrach procesu (a6, a7) oraz małych prędkościach detonacji i dużych odległościach początkowych (a8, a9) charakterystyka granicy połączenia jest podobna, tj. wysokość fali zawiera się w granicach 28÷54 μm, natomiast jej długość wynosi 188÷492 μm. w trzech przypadkach platery charakteryzowały się taką samą prędkością detonacji, natomiast różną odległoścą początkową pomiędzy blachami (a6, a8, a9). analizując ten parametr w powiązaniu ze współczynnikiem rgp można zauważyć, że ma on związek z obecnością warstwy przetopionej w strefie złącza. systematyczny wzrost odległości h, odpowiednio: dla a6 – h1, a8 – 2h1 oraz a9 – 3h1, powoduje wzrost współczynnika rgp: 0,36, 0,46 i 1,01 μm. jednak odległość pomiędzy blachami nie jest jedynym czynnikiem decydującym o parametrach złącza oraz ilości występujących obszarów przetopień. można to stwierdzić na podstawie analizy płyt wykonanych przy porównywalnych odległościach początkowych, lecz największej prędkości detonacji (a10, a11). w tym przypadku udział warstwy przetopionej w złączu gwałtownie wzrasta, o czym świadczy wzrost współczynnika rgp o 1-2 rzędy wielkości w stosunku do pozostałych próbek (tabl. iv). również maksymalne wartości parametrów zgrzewania powodują tworzenie się 4÷5krotnie wyższej oraz 2÷3-krotnie dłuższej fali w stosunku do maksymalnych parametrów fali uzyskanej w przypadku platerów wykonanych przy niskich parametrach procesu (tabl. iv). badania właściwości mechanicznych w celu oceny właściwości mechanicznych połączenia próbki pobrane ze wszystkich platerów poddano próbie ścinania, odrywania i zginania bocznego. próba ścinania wykazała bardzo dużą wytrzymałość uzyskanych połączeń; wszystkie otrzymane wyniki (tabl. iii, rys. 6) ponad dwukrotnie przekraczają przyjętą przez normę wartość minimalną, tj. rs = 140 mpa. najwyższą wytrzymałość zarówno na odrywanie ro = 486 mpa, jak i na ścinanie rs = 407 mpa, uzyskano dla bimetalu wytworzonego przy najmniejszych parametrach procesu, tj. odległości pomiędzy blachami i energii wybuchu (a7). najmniejszą wytrzymałość na ścinanie, rs = 321 mpa, wykazał plater (a6) o parametrach zbliżonych do a7, natomiast na odrywanie płyty o najwyższej prędkości i dużych odległościach (a10 i a11). w ich przypadku miejsce ścięcia oraz oderwania zidentyfikowano na granicy połączenia, natomiast w pozostałych w materiale nakładanym (zr). przyczyny tak niskiej wytrzymałości na odrywanie w przypadku platerów o najwyższych parametrach (a10 i a11) są związane z dużym udziałem warstwy przetopionej, która jest twarda i krucha, co osłabia właściwości złącza (tabl. iv). pozostałe próbki uległy zniszczeniu przy rys. 5. charakterystyka strefy złącza w zależności od zastosowanych parametrów wybuchu: a) a6 – 1,1v1, h1, b) a7 – v1, h1, c) a10 – 1,25v1, 3h1, d) a8 – 1,1v1, 2h1, e) a9 – 1,1v1, 3h1, f) a11– 1,4v1, 2h1. pow 200x fig. 5. characteristics of the bond zone depending on explosion parameters applied: a) a6 – 1,1v1, h1, b) a7 – v1, h1, c) a10 – 1,25v1, 3h1, d) a8 – 1,1v1, 2h1, e) a9 – 1,1v1, 3h1, f) a11 – 1,4v1, 2h1. magn. 200x rys. 6. właściwości mechaniczne bimetali: a) zr 700 + 10crmo9-10, b) zr 700 + sa 516 gr.70 fig. 6. mechanical properties of bimetals: a) zr 700 + 10crmo9-10, b) zr 700 + sa 516 gr.70 a) b) c) d) e) f) a) b) 20 przegląd spawalnictwa 4/2012 wysokiej wytrzymałości złącza (tabl. iii). we wszystkich przeprowadzonych próbach zginania bocznego, przy zgięciu próbek o kąt 180o nie stwierdzono oznak pęknięcia lub rozwarstwienia. pomiary mikrotwardości na płytach próbnych wykonano pomiary mikrotwardości w dwóch wariantach. celem pierwszego była charakterystyka zmian twardości w całym przekroju bimetali. wyniki tych pomiarów przedstawiono na rysunkach 7a i 7b. na podstawie analizy otrzymanych wyników można stwierdzić, że zmiany twardości wystąpiły na całym przekroju badanych materiałów, zarówno w materiale podstawowym, jak i nakładanym. w drugim wariancie pomiar mikrotwardości obejmował strefę bezpośrednio przy granicy połączenia (rys. 7b i 7c). w tym przypadku największe umocnienie, do ok. 310 hv0,01, można zaobserwować w materiale podstawowym, w odległości 0,15 mm od granicy połączenia, w układach wykonanych największą energią wybuchu oraz największych odległościach początkowych (a11 i a10). w przypadku układu zr+sa-516 gr.70 płyta wykonana przy maksymalnych parametrach (a11) wykazuje ok. 30% wzrost umocnienia na granicy połączenia w stosunku do dwóch pozostałych układów. w przypadku układu zr+10crmo9-10 wzrost umocnienia dla materiału o najwyższych parametrach zgrzewania (a10), w stosunku do próbek wykonanych przy najniższych parametrach (a6, a7), nie jest tak zauważalny. można wtedy zaobserwować proporcjonalny wzrost umocnienia dla poszczególnych układów, tj. ok. 260 hv (a6), 280 hv (a7) i 310 hv (a10). dla tych układów, po stronie materiału nakładanego bezpośrednio przy granicy połączenia, uzyskano umocnienie na jednakowym poziomie ok. 210 hv. wyraźne zmiany w umocnieniu rozpatrywanych układów można zaobserwować w strefie ok. 0,35 mm od granicy połączenia. tak dużą różnicę w umocnieniu płyty podstawowej dla bimetali oznaczonych a10 i a11 można upatrywać w tym, że miały one największą prędkość detonacji (próbka a11 ok. 40% większą od założonej prędkości początkowej v1, natomiast a10 o ok. 25%). a) b) c) d) tw ar do ść h v 0, 01 tw ar do ść h v 0, 01 tw ar do ść h v 0, 01 tw ar do ść h v 0, 01 odległość od linii złącza, mm odległość od linii złącza, mm odległość od linii złącza, mm odległość od linii złącza, mm rys. 7. rozkład mikrotwardości wzdłuż 3 linii prowadzonych przez platery: a) zr 700 + sa 516 gr.70, b) zr 700 + 10crmo9-10 – przez cały przekrój materiału i w strefie połączenia (0,5 mm od granicy złącza): c) zr 700 + sa 516 gr.70, d) zr 700 + 10crmo9-10. obciążenie 10 g fig. 7. microhardness distribution along 3 lines running through the clads: a) zr 700 + sa 516 gr.70, b) zr 700 + 10crmo9-10 throughout the whole section of the material and: c) zr 700 + sa 516 gr.70, d) zr 700 + 10crmo9-10 – microhardness distribution in the bond zone (0.5 mm from the bond boundary). load 10 g 21przegląd spawalnictwa 4/2012 literatura [1] walczak w.: zgrzewanie wybuchowe metali i jego zastosowanie, warszawa 1989, wnt. [2] dyja h., maranda a., trębiński r.: technologie wybuchowe w inżynierii materiałowej, częstochowa 2001, wydawnictwo wydziału metalurgii i inżynierii materiałowej politechniki częstochowskiej. [3] tubielewicz k., błaszczuk w., melechow r.: technologiczne właściwości cyrkonu, wydawnictwo politechniki częstochowskiej, 2001. wnioski w pracy poddano analizie strukturę strefy połączenia oraz właściwości bimetali zr700+sa-516 gr. 70 oraz zr700+10crmo9-10 wykonanych technologią zgrzewania wybuchowego, przy zmiennych parametrach procesu, tj. prędkości detonacji oraz początkowej odległości blach. przeprowadzone badania pozwalają na sformułowanie następujących wniosków: – we wszystkich przypadkach otrzymano platery o falistej granicy połączenia i zróżnicowanych parametrach fali. – mała odległość początkowa pomiędzy płytami oraz małe prędkości detonacji sprzyjały tworzeniu się połączenia o fali płaskiej, lecz o najlepszych właściwościach wytrzymałościowych, tj. wytrzymałości na ścinanie oraz odrywanie. duże prędkości detonacji sprzyjały tworzeniu się fali o wysokich parametrach, tj. wysokości oraz długości, jednak wyraźnie wzrastał udział twardej i kruchej warstwy przetopionej w obszarze połączenia. wpływało to na gwałtowny spadek wytrzymałości na odrywanie. – w przypadku wszystkich wykonanych platerów zaobserwowano umocnienie zarówno w materiale nakładanym, jak i podstawowym. największa zmiana twardości występowała w odległości ok. 0,35 mm od strefy połączenia, przy czym większe umocnienie obserwuje się w materiale podstawowym. umocnienie materiału jest silnie uzależnione od parametrów procesu. zarówno zwiększenie odległości początkowej, jak i prędkości detonacji powoduje wzrost twardości w strefie połączenia. – w przypadku rozpatrywanych układów platery o optymalnej charakterystyce granicy połączenia i odpowiednio wysokich właściwościach wytrzymałościowych otrzymano przy niskich wartościach prędkości detonacji oraz średnich i niskich odległościach początkowych pomiędzy łączonymi blachami. [4] prażmowski m., paul h., bański r.: wpływ wybranych parametrów zgrzewania wybuchowego na właściwości oraz strukturę bimetalu cyrkon – stal węglowa. rudy i metale nieżelazne, r. 56/2011 s. 697-703. [5] paul h., faryna m., prażmowski m., bański r.: changes in the bonding zone of explosively welded sheets, archives of metalurgy and materials, vol. 56, 2011, s. 443-474. [6] paul h., miszczyk m., prażmowski m., szulc z.: analiza zmian w warstwie połączenia płyt al/cu spajanych wybuchowo, inżynieria materiałowa 5/2010, s. 1339-1346. praca naukowa finansowana ze środków budżetowych na naukę w latach 2010-2013 jako projekt badawczy nr: n/n507 457839 przeglad welding technology review www.pspaw.ps.pl 201411_pspaw.pdf 73przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 the effect of selected welding parameters  on properties of fsw welded joints   in ferritic steel type s235 jrc+n wpływ wybranych parametrów zgrzewania tarciowego z przemieszaniem na właściwości złączy stali s235jrc+n peter zifčák peter blažíček peter pastier p. zifčák, ph.d. (mech. engin.); p. blažíček, ing.; p. pastier, ing. – welding research institute – industrial institute of sr, račianska, 71, 832 59 bratislava, slovak republic autor korespondencyjny/corresponding author: zifcakp@vuz.sk abstract this work presents the results of welding ferritic steel type s235 jrc, 5 mm in thickness, welded by friction stir welding (fsw) process. the aim of study was to demonstrate the effect of selected welding parameters as tool material (tungsten carbidewc, or silicon nitride – si3n4), welding speed, tool rotation speed on the properties of welded joints and the life of welding tools. the properties of welded joints were assessed visually, by radiography – rt inspection, mechanical tests and by observations of macroand micro-structure. the life of welding tools was expressed by mass losses and also by the change in shoulder diameter and change in pin length in dependence on weld length. welding with wc tools was shown as unstable regarding the low dimensional stability of welding tool. on contrary, welding with ceramic tools permits formation of sound welds fabricated within optimum welding parameters with rotation speed 500 rpm and welding speed 50 to 100 mm/min. the best life of ceramic tools is achieved at rotation 400 rpm and welding speed 50 mm/min. however, at application of these parameters 100 % soundness of welds over entire weld length was not achieved. keywords: friction stir welding, steel, welding parameters, tool lifetime streszczenie w artykule zaprezentowano wyniki zgrzewania (fsw) stali s235 jrc+n o grubości 5 mm. celem opisanego ekperymentu eksperymentu było określenie wpływu wybranych zasadniczych parametrów procesu: materiał narzędzia (wc i si3n4), prędkość zgrzewania oraz prędkość obrotowa narzędzia, na właściwości otrzymywanych złączy oraz na trwałość narzędzia zgrzewającego. złącza badano metodami nieniszczącymi wizualnie i z użyciem radiografii oraz metodami niszczącymi w celu określenia właściwości mechanicznych i scharakteryzowania mikro i makrostruktury. trwałość narzędzia (trzpienia zgrzewającego) określano poprzez pomiar ubytku jego masy i charakterystycznych właściwości geometrycznych (promień i długość trzpienia). narzędzie wykonane z wc wykazało niską trwałość i stabilność wymiarową. narzędzie z ceramiki si3n4 umożliwia uzyskiwanie dobrych zgrzein z blisko optymalną prędkością 500 obr/min. i prędkością zgrzewania 50 do 100 mm.min. przy czym, największą trwałość narzędzia uzyskano dla prędkości 400 obr/min. i prędkości zgrzewania 55 mm/min. jednak wtedy nie uzyskano w 100% prawidłowego połączenia. słowa kluczowe: zgrzewanie tarciowe z przemieszaniem, stal, parametry zgrzewania, trwałość narzędzia 74 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 introduction friction stir welding was initially developed for welding non-ferrous metals as aluminium, magnesium, copper and their alloys. the driving force of great interest in commercial utilisation of this technology consists mainly in absence of melt during welding process. this means that the problems typical for fusion methods of welding, as the occurrence of hot and liquation cracks, pores and loss of alloying elements are actually eliminated in case of friction stir welding [1]. the inner structure of metal, precisely elaborated by the manufacturing technologies of base metals is thus considerably less disrupted. also other advantages, related either to higher quality of welds, improved welder´s safety and life environment protection are further accompanying features of this fact. key element of success with this technology consists in welding tool. welding tool is usually composed of a shoulder and a pin. welding tool is during welding process exposed to wear, high stresses and temperatures. this is true mainly in case of welding materials with melting point over 1000 ºc [2,3]. commercial welding of such materials is limited owing to high costs and poor life of welding tools. the development in the field of welding tool is at present oriented to wre (w-25%re) and pcbn materials. rhenium is a precious metal and therefore the semiproduct for manufacture of welding tool is thus costly. on the other hand pcbn material is accessible, but owing to its high hardness it is hard machinable and therefore also rather costly [1]. the life of tools made of the mentioned materials varies in order of tens meters of fabricated welds with plate thickness up to 6 mm [4]. besides the tool material also its geometry is of great importance. it is in principle valid that the more intricate pin geometry in the form of flats, threads and grooves favourably affects the formation and soundness of welds. the mentioned geometrical peculiarities of the tool are nullified due to effect of wear (abrasive, diffusive) acting during the welding process. this means that the tool geometry is getting smoother during welding up to the so-called self-forming shape, which resembles the tool with a smooth conical pin [5,6]. the welding tools with a simple shape and affordable priced were selected with the aim to identify the affect of the main welding parameters (rotation speed, welding speed) on the properties of welds fabricated table i. measured chemical composition of s 235 jrc+n steel together with the values of material certificate tablica i. skład chemiczny zastosowanej do badań stali s 235 jrc+n, zarejestrowany oraz według normy fig. 1. welding tool geometry rys. 1. geometria narzędzia zgrzewającego in ferritic steel type s235 jrc+n. based on the mentioned literature sources the tool geometry with a convex shoulder and conical pin was selected. welding tools were made of relatively machinable materials as tungsten carbide (wc) and silicon nitride si3n4. the results presented in this work may be more or less applied for all ferritic steels. naturally, welding of high strength steels would require greater compressive forces, especially in the cases where the strength is achieved by alloying. these forces will subsequently exert in greater wear of welding tool. experimental ferritic steel s 235 jrc+n with dimensions 5 x 150 x 400 mm and guaranteed weldability was used for welding experiments. the chemical composition of this steel is given in table i. welding tool with geometry shown in fig. 1 was used, made of two types of materials namely wc (tungsten carbide) and si3n4 (ceramic material – silicon nitride). welding experiments with wc welding tool were made at constant rotation speed 400 rpm and welding speeds 50, 100, 150, 200 and 250 mm/min. welding experiments with si3n4 were performed with spindle rotation 350, 400, 500 rpm and welding speeds 30, 50, 100 mm/min. the tool life was assessed by welding tool mass loss due to welding. for this purpose, the weight of tool prior to and after welding was measured by means of laboratory scales. in addition also the welding tool geometry prior to and after welding was measured by use content hm. % / wt % c mn si p s measured values 0,146 0,647 0,017 0,011 0,0096 s235 jrc+n certificate max. 0,17 max. 1,4 max. 0,03 max. 0,035 max. 0,05 75przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 of a digital slide ruller. following tool parameters were measured: – pin length calculated as l1 – l2, where l1 is the overall length of welding tool and l2 is the tool length without pin (fig. 1), – shoulder diameter of welding tool, ø 20 mm prior to welding and after welding (fig. 1). cross sectional scheme of welded joint for the purpose of its assessment by mechanical tests as uniaxial tension, bend test, impact bend test and metallographical examination is shown in fig. 2. in case of uniaxial tensile test three test pieces of each welded joint were tested, designated as a, e, k, as shown in the cross sectional scheme (fig. 2). bend of test pieces was performed in weld axis, namely from its upper side (pieces b, d) and also from the root side (pieces h, j) on a mandrel with 4t diameter (t – material thickness). impact bend test of stirred zone was performed on test pieces c, f, g, i (fig. 2) with „v“ notch. fig. 2. sectional plan of welded joint for the purpose of preparation of test specimens rys. 2. plan cięcia złącza spawanego w celu przygotowania próbek testowych macro and micro-structure was observed on specimens cut in transverse direction to welding axis (fig. 2). the specimens were prepared by grinding, mechanical polishing and chemical etching in 4 % nital. hardness of welded joint was measured by vickers method at 9.81 n (hv1) load. measurement was carried out on metallographically prepared cross sections of “macro” specimens cut in transverse direction to welding axis. about 50 indents were performed with about 0.5 mm spacing on metallographically prepared cross sections. experimental welding with tungsten carbide tools first welding experiments were carried out with application of wc (tungsten carbide) welding tools at constant rotation speed 400 rpm and welding speeds 50, 100, 150, 200 and 250 mm/min. depending on actual case, either visual inspection or rt test have revealed a void (channel) formed along entire weld length on its advancing side (as). the void (channel) comes out to outer weld surface at welding speed over 200 mm/min (fig. 3). in case of welding with slower speed 150 mm/min the void is enclosed, however it is propagating on the advancing side of the weld (fig. 4). metallographic cross section has shown that the void is located closer to weld root, namely on the stir zone periphery at as (fig. 5). in case of welding with lower speeds 100 and 50 mm/min the first half of the weld is homogeneous, whereas a continuous void again occurs in the second half of the weld, as documented by the radiogram from rt test of welded joint (fig. 6). fig. 3. overall view on the surface of welded joint, 400 rpm 200 mm/min rys. 3. widok ogólny złącza zgrzewanego od strony lica (parametry zgrzewania: 400 obr/min. 200 mm/min) fig. 4. overall view on welded joint (400 rpm, 150 mm/min) upper picture, rt rediogram of welded joint lower picture rys. 4. widok ogólny złącza zgrzewanego od strony lica (parametry zgrzewania: 400 obr/min. 150 mm/min) – góra, radiogram rt złącza – dół fig. 5. enclosed void propagating over entire weld length on its advancing side metallographic cross section in y, z plane rys. 5. zamknięta wada występująca na całej długości zgrzeiny, zgład metalograficzny w płaszczyźnie y, z 76 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 fig. 6. rt radiogram of welded joint 400 rpm, 100 mm/min rys. 6. radiogram złącza zgrzewanego (parametry zgrzewania: 400 obr/min. 100 mm/min) similar type of defect was observed also in case of welding al alloys, where their microstructure is not subjected to polymorphous transformation and only grain recrystallization takes place. this means that the traces after material flow and stirring are more readable for understanding the causes of formation of the mentioned voids. by the study [7,8] the voids were formed on the boundary of two zones where welding material is flowing in opposite direction. one material flow is oriented in the onion ring, where material flows in a whirl in welded material thickness (plane y, z). the primary source of such material flow is a rotating tool pin inclined under a certain angle. the second material flow is oriented in the direction of tool shoulder rotation (plane x, y). a collision point of these two zones occurs during welding on the advancing side of the weld, which in dependence on tool geometry and welding parameters either perfectly stirs the welded material free from any defect, or stirs them imperfectly at formation of the mentioned void. the study [7] has shown that owing to insufficient heat input these voids were greater and they were coming out on the outer surface. these observations of defects in the welds of al alloy type 7020 are in agreement with the results achieved in welding steels with a wc tool. by increasing heat input, i. e. by reducing the welding speed to 100 mm/min, the welds were sound only in the first half of the weld (fig. 6). however in the second half of the weld voids were again formed. their initiation fig. 7. geometry of wc tools after welding about 300 mm weld length at different welding speed and constant rotation speed 400 rpm rys. 7. geometria narzędzi z wc po zgrzewaniu z różną prędkością odcinka dł. 300 mm z prędkością narzędzia 400 obr/min is attributed to dimensional instability of welding tool. fig. 7 shows the effect of welding speed on the wear and deformation rate of the tool. in case of slower welding speeds the welding tool is more worn and deformed. greater wear in dependence of slower welding speed is exerted by material loss on the working surfaces of welding tool (fig. 7). greater deformations in dependence of slower welding speed are exerted by the pin loss or excessive flattening of the shoulder and the pin. shoulder diameter is increased by 1 to 2 mm whereas the pin becomes barrel-shaped. welding with si3n4 ceramic tools due to problematic integrity and life of wc welding tools, the next stage of welding experiments was oriented to welding with ceramic welding tools, with tool geometry as shown in fig. 1. the welding parameters are given in tab. ii together with the results of mechanical properties. table ii. welding parameters and the results of mechanical tests of welded joints and base metal od s235 jrc+n steel tablica ii. zestawienie parametrów zgrzewania i uzyskanych właściwości złączy ze stali s235 jrc+n wj design. tool rotation speed (rpm) welding speed (mm/ min) tilt tensile test impact bend test bend test rm min / max re min / max kcv bend angle (°) – defect lenght (mm) (mpa) (mpa) (j.cm-2) surface root a 350 50 3° – – 33 – 170 180° sound 40° (flaw 25,5 mm) b 400 50 3° 457 – 461 – 173 – 200 180° sound 90° (flaw 25 mm) c 500 50 3° 457 – 460 – 173 – 193 180° sound 180° sound d 400 100 3° 453* – 456 – 175 – 198 180° sound 95° (flaw 25,6 mm) e 500 100 3° 459 – 460 – 193 – 210 180° sound 180° sound bm (base metal) 446 – 447 365 – 369 178 – 213 77przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 requirements of mechanical tests (tensile strength, bend strength, notch toughness) were met by welds c, e welded at rotation speed 500 rpm and welding speed 50 and 100 mm/min. integrity of welds was proved also by rt test (fig. 8a). welded joints b, d fabricated at 400 rpm and welding speed 50 a 100 mm/min met the requirements of tensile and toughness tests but did not meet the requirements of bend test, since the cracks were formed from the root side of tested sample. a fragment of fine cracks may be seen on rt radiograms (fig. 8b). welded joint a has exerted all measured properties as unacceptable, what was also expected due to a continuous linear indication revealed by rt test (fig. 8c). fig. 8. microstructure of selected welded joints designated c, b, am see table ii rys. 8. radiogramy wybranych złączy oznaczonych: c, b, a patrz tabl. ii obr. 8a 500 rpm 50 mm/min obr. 8b 400 rpm 50 mm/min obr. 8c 350 rpm 50 mm/min the defects detected by rt examination and mechanical tests were proved also on the macrostructures of analysed welded joints. the welded joints fabricated with rotation speed 500 rpm were sound in entire cross section (fig. 9a). on the other hand, in weld designated as „a“ which was fabricated with rotation speed 350 rpm, the void of similar shape as that observed in case of welded joints fabricated with wc tool (fig. 9c) was formed. formation mechanism of these voids was discussed in the previous part, where welding with wc welding tool was described (figs. 4 and 5). in case of welding parameters with rotation speed 400 rpm narrow cracks were locally observed which were situated in peripheral zone of weld root on its advancing side, but they are not visible on macrostructural cross section (fig. 9b). these cracks are thin, sometimes even hair-like and are not branched. they attain the length up to 0.6 mm and are located away from the zone of initial butt line (fig. 10). this type of cracks remarkably differs from the voids formed owing to insufficient stirring of welded materials either due to unsuitable tool geometry and/or welding parameters. the cracks formed on the weld periphery are formed between the zone which is hot deformed and stirred by welding tool and the zone which comes out from the mentioned deformation effect and is just more or less thermally affected. the cracks are initiated by shear stresses formed between these zones due to effect of thermal gradients. presence of shear stresses is proved by the microstructure deformed in direction of this shear (marked with arrows in fig. 10, weld d). the sharp morphology of cracks formed between these zones may be also considered for the proof of this mechanism. fig. 9. microstructure of selected welded joints designated c, b, a, see table ii rys. 9. mikrostruktura wybranych złączy oznaczonych: c, b, a patrz. tabl. ii obr.9a 500 rpm 50 mm/min obr.9b 400 rpm 50 mm/min obr.9c 350 rpm, 50 mm/min fig. 10. examples of crack occurrence on root periphery from ps side rys. 10. przykłady pęknięć wystęoujących w obszarze grani od strony ps root of welded joint b (400 rpm, 50 mm/min) detailed view on a crack documented in fig. above, welded joint b (400 rpm, 50 mm/min) detailed view on a crack documented in welded joint d (400 rpm, 100 mm/min) 78 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 further macrostructural observation has revealed the presence of a narrow band of structure with different intensity of etching compared to remaining part of the weld (fig. 9a, b). this band is localised on weld periphery on its advancing side. the described structural heterogeneity copies the geometry of welding tool. such a phenomenon was not observed on the retreating side in any of inspected welds. the structural heterogeneity is increasing (fig.9) due to effect of increased heat input, in this case caused by increased rotation speed, whereas the other parameters remained constant. detailed microstructural analysis has shown that this zone is typical by a higher proportion of hardened structures than the remaining part of the weld (fig. 11). microstructure in the transition zone on retreating side (rs) and in the weld is formed by fine grained structural constituents as ferrite, pearlite and also by more coarsegrained components as coarse acicular ferrite and bainite. on contrary, the microstructure on advancing side, in the zone of heterogeneity is formed exclusively of bainite and coarse acicular ferrite (compare fig. 11c with fig. 11 b, d). microstructure of base metal is ferritic pearlitic (fig.11 a). the observed differences in microstructures of individual weld zones were proved also by the results of hardness measurements (fig. 12). hardness rapidly increased in the zones of structural heterogeneities on advancing side in dependence on the selected welding parameters. by authors [3] the observed structural heterogeneity is the result of asymmetrical flow of the plasticized material around the rotating pin of the tool. the following may be stated from the measured results: hardness increase due to welding parameters never exceeded the value of 350 hv units in none weld. higher values would indicate the presence of undesirable martensitic structure. maximum hardness was measured in weld “c” from as side, namely on the level of 245 hv units. compared to base metal hardness, the hardness increase by about 100 hv units is concerned. maximum hardness in the other welds was measured in the same locality on periphery of as side of the weld. on contrary, the hardness on rs side of the welds coincides with the hardness in the heat affected zone (haz) and it gradually decreases to base metal hardness. only in case of weld b a slight hardness increase also on the rs side of the weld was observed. at the fringe of haz, in transition to base metal a slight hardness decrease was observed (see the circled zones in fig. 12). this probably concerns ichaz (inter-critical haz zone), where such a result is expected. hardness increase to maximum value on as side of the weld is considerably steeper than on the retreating side. all studied welds are thus acceptable from the hardness viewpoint. hardness values given in fig. 12 were measured within the range from 145 (zm, haz) to 245 hv (wm) units. a) microstructure of base metal (bm) b) microstructure of stir zone in the center c) micristructure in weld transition on advancing side (as), zone with different intensity of microstructure etching d) microstructure in weld transistion on retreating side (rs) fig. 11. microstructure of welded joint e (500 rpm – 100 mm/min) rys. 11. mikrostruktura złącza e (500 obr/min. – 100 mm/min.) fig. 12. hardness profile of welded joints studied rys. 12. profile twardości badanych złączy zgrzewanych 79przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 lifetime of welding tool the life of ceramic welding tools was assessed by the change in mass and length of the pin. these tool parameters were measured after each welding sequence of a given length of weld making about 200 to 360 mm. also diameter of tool shoulder was measured, thought it has not changed due to welding as in case of wc tools, where flattening, i. e. increasing the shoulder diameter of the tool occurred. wear tendency of ceramic tools expressed in the change of tool mass and pin length exerted the same behaviour regardless the used welding parameters. the mass of tools is reduced (fig. 13a) and the pin length is prolonged (fig. 13b). prolonging of pin length is realised on detriment of tool shoulder grinding down. this statement is supported by the results of measurements of overall tool length l1, which remained stable, on contrary to l2 length, which was shortened after each welding sequence. fig. 13. hardness profile of welded joints studied rys. 13. profile twardości badanych złączy zgrzewanych change of welding tool mass in dependence on weld lenght at different welding parameters change in length of welding tool pin in dependence on weld length at different welding parameters the best life of welding tools expressed by total weld length was achieved during welding with the following parameters: rotation speed 350 rpm and/or 400 rpm and welding speed 50 mm/min. in the first case the total achieved weld length was 2 480 mm and in the second case it was 2 090 mm. as already mentioned, due to gradual grinding down of the tool shoulder, the tool pin is prolonged. real initial pin length is about 4.4 to 4.5 mm. due to gradual grinding down of the shoulder the pin attained the length about 4.9 to 5 mm. however, welding is impossible with greater pin length than the welded material thickness. therefore shortening the pin length by about 0.2 to 0.3 mm is a necessary precondition for further usage of the tool. welding with reclaimed tool is not subject of this part of contribution. besides gradual grinding down of the shoulder also partial grinding down of the conical surface of the pin took place, as shown by the arrows in the upper two pictures (fig. 14). in spite of the mentioned wear, the tool used in case of welding conditions 400 rpm – 50 mm/min fabricated almost sound welds from the viewpoint of digital radiography from length 100 mm up to 2 090 mm (fig. 8b). the results of tensile and toughness tests in case of these welds were acceptable. the welds cracked only in case of bend test, namely from the root side of tested samples. the cause of this cracking was described in previous analyses. the tool wear was lowest in case of welding parameters 350 rpm – 50mm/min (figs. 13 and 14), however weld formation, regarding the soundness and mechanical properties was totally unacceptable (tab. ii). in case of welding with welding speed 100 mm/min and rotation speed 400 and 500 rpm chipping of the shoulder and/or breaking of the pin has occurred. the pin root is undercut, as shown by the arrows in the lower two figures, what leads to unpredictable collapse of the pin, see the pictures (fig. 14 – bottom). breaking of the pin is ascribed to greater mechanical load that should be resisted by the tool. greater mechanical load is caused by higher downward forces at higher welding speeds, supposed that rotation speed remain unchanged (not documented). regarding the mechanical properties, the welds fabricated with 500 rpm – 100 mm/min are acceptable (tab. ii). the parameters 400 rpm – 100 mm/min are acceptable from the viewpoint of mechanical properties with the exception of bend test from the root side (tab. ii). wear of welding tool at welding conditions 500 rpm – 50 mm/min is similar as the wear observed at welding speed 100 mm/min. under such welding conditions the tool exerts the highest mass loss and pin length increase, compared to tools used at other welding parameters (figs.13 and 14). fig. 14 (third from the top) shows, that due to welding 1 595 mm weld length, significant shoulder flattening took place and also its deepening in the wider zone around the pin root (marked with the arrows). under the mentioned welding conditions, the mechanical properties were completely acceptable (tab. ii). further use of welding tool is also conditioned by shortening the pin by about 0.2 to 0.3 mm. 80 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 geometry of ceramic welding tools before welding after welding fig. 14. wear character of si3n4 welding tools in dependence on weld length at different welding parameters rys. 14. przykład zużycia narzędzia z si3n4 w zależności od długości złącza i innych parametrów zgrzewania discussion in case of welding with wc (tungsten carbide) tools, it was found out that they are not suitable for welding thicknesses 5 mm and more. the welding tools are geometrically unstable. flattening the tool shoulder together with the pin takes place. the pin attains barrellike shape. owing to tool shoulder flattening its diameter increases by 1 to 1.5 mm. such significant tool shape instability is connected with problems to achieve acceptable weld integrity. the tool life is max 500 mm of weld length. in case of welding with ceramic tools the life expressed in weld length is at least 4-times higher, i.e. about 2 000 mm. precondition for further use of the tool after welding the mentioned weld length necessitates its reclaiming. reclaiming consists in shortening the pin, eventually in renovation of concave shape of the tool shoulder. the length of pin is prolonged by shoulder grinding down. the tool shoulder diameter remains the same. it does not change than in case of wc tools. on the other hand the ceramic tools are susceptible to destruction in case of interaction of the face edge of the tool with material welded. in spite of dimensional stability of ceramic tool, two types of defects were observed, depending on the parameters used: 1. longitudinal voids – localised on as side of the weld, as the consequence of insufficient stirring of materials welded. 2. longitudinal cracks – localised in the weld root periphery on its advancing side. location of crack occurrence corresponds with the tool shape, namely the zone of sharp tool edge between the conical and face surface of the pin. these defects show the character of sharp cracks, initiated due to viscous (thermal) gradients in the subsurface layer of the weld root. to eliminate the first type of defects increase in heat input is recommended, in our case by increasing the spindle revolutions. to eliminate the second type 81przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 of defects we suggest to optimize the welding process by the geometrical change of welding tool, namely due to the following reason: the occurring crack has formed on the weld root periphery in the solid and sound material, i.e. in the zone where an intense stirring was not necessary in order to form a metallurgical bond, as requested in the zone of butt welding line of the weld. the change in tool geometry should be aimed at reducing the intensity of stirring of materials welded on the root periphery. the simplest way how to achieve this requirement is to chamfer and/or to round the edge on the pin tip. by reducing the tool surface area, the thermal-strain effect of the tool will be suppressed. moreover come out from the basic principles of design, the sharp edges are always the highest stress concentrators. we were conscious of this fact during tool design suggestion. the used geometry was selected regarding the requirement of the lowest possible price, since the highest costs are connected with intricate machining of the hard materials in combination with relatively short life of the tool. this means that machining of other surfaces, chamfers and radii on the tools are imposing the additional costs. short life and high price for tool manufacture are the main retarders for application of fsw technology for welding steel products in technical practice, but on the other hand they are also the driving force for development in the field of tool geometry and material for the welding tool. references [1] rai, r. et al.: review: friction stir welding tools, science and technology of welding and joining, volume 16, no. 4, 2011. [2] thomas, w. m. – threadgill, p. l. – nicholas, e. d.: feasibility of friction stir welding steel, science na technology of welding and joining, vol. 4, no. 6, 1999, s. 1362-1718. [3] nandan, r., et al.: recent advances in friction-stir welding – process weldment structure and properties, progress in materials science 53, 2008, s. 980-1023. [4] nelson, t. w.: friction stir welding of ferrous alloys: current status, material science forum, 2010, s. 638-642. [5] prado, r. a. a kol.: self-optimization in tool wear for frictionstir welding of al 6061 + 20% al2o3 mmc, materials science and engineering a349, 2003, s. 156-165. [6] fernandez, g. j. a kol.: characterization of tool wear and weld optimization in the friction-stir welding of cast aluminum 359+20% sic metal-matrix composite. [7] kumar, k. et al.: the role of friction stir welding tool on material flow and weld formation, materials science and engineering a485, 2008, s. 367-374. [8] hua-bin chen et al.: the investigation of typical welding defects for 5456 aluminum alloy friction stir welds, materials science and engineering a433, 2006, s. 64-69. conclusions the aim of this work was to demonstrate welding of ferritic steel type s235jrc+n, 5 mm in thickness by use of friction stir welding (fsw) technology. the effect of selected weldingparameters was studied, as tool material (tungsten carbide – wc, and/or silicon nitride – si3n4), welding speed, rotation speed on the properties of welded joints and lifetime of welding tools. based on the achieved results, we have assessed the studied welding parameters and conditions as follows: 1) material and welding tool geometry: wc welding steels are not suitable for welding steel with thickness of 5 mm and more. the greatest life of tool, about 2,1 m of weld length was achieved with the ceramic si3n4 tool at parameters 400 rpm – 50 mm/min, whereas relatively sound weld was thus attained. after fabrication of the mentioned weld length it is necessary to reclaim the tool, at least by shortening the pin length. regarding the tool geometry it is recommended to round the tip of the conical pin with the aim to eliminate the crack occurrence in weld root periphery. 2) rotation speed: with increasing rotation speed also the wear rate of welding tools is increasing. the welds fabricated with rotation speed 500 rpm have exerted a more stable integrity and also better mechanical properties than those fabricated with rotation speed 400 rpm. in case of welding with rotation speed 350 rpm unacceptable integrity of fabricated welds was observed. owing to increased rotation speed (heat input) formation of structural heterogeneity in the weld occurs, which is spread in a narrow band on as side and it is typical with presence of harder structures when compared with the structures of the remaining part of the weld. 3) welding speed: due to increasing welding speed also the risk of damage of ceramic welding tools is increased. on contrary, in case of wc tools, increased welding speed is less wearing and destabilizing the geometry of welding tool. however, at welding speeds higher than 100 mm/min within the tested rotation speed the risk of formation of longitudinal voids is increasing as a consequence of insufficient stirring of materials welded. this publication is the result of the project implementation: research of friction stir welding (fsw) application as an alternative to melting welding methods, itms: 26240220031, supported by the research & development operational programme funded by the erdf. ps 8 2016 www.pdf 28 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 8/2016 zastosowanie próby implant do oceny spawalności stali application of implant test for evaluation of weldability of steel dr inż. dariusz fydrych; dr inż. grzegorz rogalski; dr inż. aleksandra świerczyńska – politechnika gdańska. autor korespondencyjny/corresponding author: darfydry@pg.gda.pl streszczenie praca dotyczy oceny spawalności stali o podwyższonej i wysokiej wytrzymałości w aspekcie eksperymentalnego określania skłonności do tworzenia pęknięć zimnych. w artykule opisano metodykę określania wrażliwości na pękanie próbą implant. przedstawiono również proponowane w literaturze i autorskie sposoby opracowywania i przedstawiania wyników badań rozpatrywaną metodą i ich interpretacji. słowa  kluczowe: spawalność stali; badania spawalności; próba implant abstract the work concerns the evaluation of the weldability of high strength steels in terms of the experimental determination of the tendency to form cold cracks. the article describes the methodology for determining the sensitivity to cracking by implant test. proposed in the literature and authors ways to preparation and presentation of research results from the considered method and their interpretation are presented. keywords: weldability of steel; weldability tests; implant test wstęp spawalność jest jednym z podstawowych zagadnień rozważanych od momentu podjęcia pierwszych prób spawania. norma pn-m-69005:1984 definiuje to pojęcie jako: „przydatność metalu o danej wrażliwości na spajanie do utworzenia w określonych warunkach spajania złącza metalicznie ciągłego o wymaganej użyteczności”. w literaturze sformułowano wiele podobnie brzmiących definicji spawalności [1÷3]. z ich analizy wynika, że większość autorów podkreśla następujące aspekty procesu przygotowania, tworzenia i eksploatacji złączy spawanych: wrażliwość danego materiału na oddziaływanie spawalniczego cyklu cieplnego, wpływ procesu spawalniczego na możliwość uzyskania metalicznej ciągłości i odpowiednich dla danego zastosowania własności użytkowych. w wynikającym ze względów praktycznych uproszczeniu pojęcie to sprowadza się często do skłonności stali do tworzenia pęknięć technologicznych: gorących, zimnych, lamelarnych i wyżarzeniowych. w przypadku spawania stali o podwyższonej i wysokiej wytrzymałości najpoważniejszym ograniczeniem spawalności jest pękanie zimne [1,2]. jest to zjawisko występujące jako skutek jednoczesnego oddziaływania wodoru i naprężeń pozostających na kruchą strukturę swc lub spoiny [1÷6]. skłonność stali do tworzenia pęknięć zimnych można ocenić metodami eksperymentalnymi oraz opracowanymi na ich podstawie zależnościami analitycznymi, przy czym stosowanie tych drugich ogranicza się do wstępnego szacowania spawalności [2,3,7,8]. eksperymentalne metody badań   skłonności stali   do tworzenia pęknięć zimnych opracowano wiele metod badawczych służących ocenie zjawiska pękania zimnego [2,7÷9]. próby temu służące dariusz fydrych, grzegorz rogalski, aleksandra świerczyńska powinny umożliwiać jednoczesne badanie wpływu czynników, które oddziałują na skłonność stali do tworzenia pęknięć, jak również swobodne zmiany wartości dowolnego z tych czynników. metody badawcze stosowane do określania skłonności stali to tworzenia pęknięć zimnych można podzielić na trzy grupy [2,7,8,10,11]: – próby złączy utwierdzonych, w trakcie których utwierdzenie uzyskuje się poprzez wykonanie spoiny (spoin) lub poprzez zastosowanie sztywnego przyrządu mocującego elementy złącza, – próby z regulowanymi naprężeniami przeprowadzane na próbkach spawanych obciążanych natychmiast po zakończeniu spawania siłami zewnętrznymi, – próby na próbkach niespawanych stanowiące rodzaj eksperymentalnych symulacji polegających na imitowaniu warunków spawania i umożliwiających prowadzenie teoretycznej analizy mechanizmów odpowiadających za zjawisko pękania. eksperymentalne metody badań skłonności stali do tworzenia pęknięć na zimno można również podzielić na dwie zasadnicze grupy [2,10]: – próby jakościowe, których wynikiem jest stwierdzenie obecności albo braku pęknięć, – próby ilościowe określające spawalność w postaci parametrów liczbowych wyrażonych w jednostkach. ponadto omawiane próby można sklasyfikować pod względem możliwości badania zjawiska pękania zimnego [6,7,12]: – w swc (np. implant), – w spoinie (np. lb-trc, g – bop), – w całym złączu (np. trc, rrc, tekken, cts). szczegółowe badania mechanizmów tworzenia pęknięć zimnych podczas realizacji tych prób prowadzi się zarówno metodami niszczącymi (np. badania metalograficzne), jak i nieniszczącymi (m.in. z wykorzystaniem emisji akustycznej) [13÷17]. przeglad welding technology review 29przegląd  spawalnictwa       vol. 88 8/2016 do metod eksperymentalnych posiadających największe znaczenie praktyczne należy zaliczyć: próbę implant, tekken oraz cts [18÷21]. charakterystyka próby implant  idea badania skłonności stali do tworzenia pęknięć zimnych w swc metodą implant została opracowana w 1964 r. we francji przez zespół h. granjona [22,23]. od roku 1973, gdy próba implant została zarekomendowana przez mis, zaczęto stosować ją w ośrodkach badawczych na całym świecie. od tamtej pory ulegała modyfikacjom, których głównym celem było uproszczenie badań, zbliżenie warunków przeprowadzania eksperymentów do warunków występujących w rzeczywistych konstrukcjach, umożliwienie porównywania wyników z innymi metodami oceny skłonności do pękania opóźnionego oraz zapewnienie powtarzalności międzylaboratoryjnej [9,12,24÷30]. podjęto również próby powiązania wyników uzyskiwanych z metody implant z zależnościami obowiązującymi w mechanice pękania [22], co ma na celu nadanie jej wynikom ścisłej interpretacji fizycznej. prace te zaowocowały umieszczeniem próby implant w normach krajowych dotyczących badania skłonności stali do tworzenia pęknięć zimnych m. in. we francji, niemczech, krajach skandynawskich, ukrainie, usa, japonii, chinach, a także w polsce [23,30÷36] i następnie w normie en iso [37]. przeprowadzenie próby implant polega na wykonaniu spoiny próbnej na próbce (implancie), wykonanej z badanego materiału, umieszczonej w płycie pomocniczej (rys. 1). podczas wykonywania spoiny zaleca się rejestrowanie cyklu cieplnego spawania z wykorzystaniem termoelementu, co ma na celu określenie czasów stygnięcia t8/5 i t3/1 [37]. tak przygotowaną próbkę poddaje się obciążeniu na stanowisku badawczym, które stanowi maszyna wytrzymałościowa przystosowana do obciążania stałą siłą i pomiaru czasu eksperymentu [37]. implanty (o średnicy 8 albo 6 mm) wykonuje się obróbką skrawaniem w taki sposób, aby ich oś podłużna była równoległa do kierunku walcowania badanej blachy. z jednej strony implantu nacina się gwint, który umożliwia zamocowanie go w stanowisku, a z drugiej wykonuje karb śrubowy albo cylindryczny (rys. 2). zastosowanie karbu śrubowego zapewnia umiejscowienie go w swc, co jest warunkiem koniecznym, niezależnie od zastosowanej metody i parametrów spawania. poprawność narzucanej przez normę geometrii karbu należy sprawdzić, np. przy użyciu mikroskopu stereoskopowego. wynik próby stanowi czas, po którym próbka ulega zerwaniu. w przypadku, gdy implant nie ulega zerwaniu w ciągu 16 h, próbę można przerwać [37]. w niektórych przypadkach zaleca się utrzymywanie obciążenia przez 24 h [18,27], a nawet 48 h [25]. według zaleceń mis [38] próbę należy przeprowadzać w ten sposób, aby badać trzy próbki w identycznych warunkach. taki sposób przeprowadzania badań umożliwia eliminację błędów grubych i ocenę rozproszenia wyników pomiarów. określenie skłonności swc do tworzenia pęknięć zimnych odbywa się poprzez przeprowadzenie serii prób, co pozwala na wyznaczenie naprężeń krytycznych σkr – takich naprężeń, dla których co najmniej dwa implanty nie uległy zerwaniu w czasie 16 h [37]. na rysunku 3 pokazano stanowisko „implant 02” zbudowane na politechnice gdańskiej przez zespół pod kierunkiem dr inż. tomasza kozaka [36]. ponieważ próba jest bardzo pracochłonna, w praktyce najbardziej efektywna jest następująca kolejność obciążania próbek [21]: rozpocząć należy od arbitralnie (zależnej od warunków przeprowadzania prób) wybranej wartości maksymalnej naprężeń w płaszczyźnie karbu σi, zmniejszając je stopniowo w kolejnych próbach aż do wartości, przy której implant nie ulegnie zerwaniu w ciągu znormalizowanego czasu (16 h). następnie należy powtórzyć próbę dla tego samego obciążenia. jeżeli kolejna próbka nie została zniszczona, to osiągnięty poziom naprężeń uznaje się za naprężenia krytyczne z próby implant – σkr. w przypadku przeciwnym należy przeprowadzać próby przy niższym obciążeniu aż do momentu, gdy dwie próbki nie ulegną zerwaniu w ciągu 16 h. w dalszej kolejności należy wykonać próby dla wartości σi wyższych od σkr. o dokładności wyników badań decydują [31,36]: dokładność wykonania próbek implant (kołków) i otworów płyt pomocniczych, centryczne osadzenie implantu w otworze oraz osiowe jego obciążenie. niepewność pomiaru metody rys. 1. schemat próby implant fig. 1. scheme of implant test rys. 2. próbka implant z karbem śrubowym fig. 2. implant specimen with helical notch rys. 3. stanowisko „implant 02” [36] fig. 3. „implant 02” test stand stół siłownik pulpit  sterowniczy hydrauliczny  zespół zasilający 30 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 8/2016 implant w zakresie naprężeń krytycznych σkr=50÷400 mpa wynosi 10%. próba implant posiada wiele zalet, które decydują o jej wyższości nad innymi metodami. zaliczyć do nich należy m.in. [22,26÷29]: małe rozmiary próbki, możliwość wykonania płyt pomocniczych ze stali o składzie chemicznym różniącym się od materiału implantów, lecz o zbliżonej wartości współczynnika przewodzenia ciepła (z tej samej grupy materiałowej wg tr iso 15608), możliwość sterowania parametrami kształtującymi cykl cieplny spawania, znajomość rzeczywistych naprężeń panujących w próbce przy jednoczesnym uniezależnieniu ich od technologii spawania, możliwość ilościowego określenia wyników i ich porównania z badaniami przeprowadzonymi innymi metodami oraz powtarzalność pomiarów. próbki po przeprowadzeniu próby można wykorzystać do dalszych badań, np. metalograficznych i pomiarów twardości. na rysunku 4 pokazano fotografię zgładu metalograficznego próbki typu implant [21]. rys. 4. zgład metalograficzny próbki implant fig. 4. metallographic cross-section of implant specimen do wad próby implant należy zaliczyć przede wszystkim brak ostatecznego powiązania pomiędzy σkr i naprężeniami w rzeczywistych konstrukcjach spawanych [31,39,40], czasochłonność procedury badawczej oraz wynikającą z natury pękania zimnego mnogość czynników, które należy kontrolować podczas realizacji badań [54]. przeprowadzenie prób implant umożliwia, poza określeniem skłonności swc do tworzenia pęknięć zimnych w danych warunkach [37], zbadanie wpływu poszczególnych czynników na ten wskaźnik [38], określenie minimalnej temperatury podgrzewania wstępnego wykluczającej pękanie [9,41] lub wyznaczenie bezpiecznego poziomu wodoru dyfundującego [25]. może być wykorzystana zarówno do kwalifikowania technologii spawania, jak i do badań naukowych o charakterze podstawowym, np. do określenia mechanizmów pękania [38]. na rysunku 5 pokazano fotografię przełomu próbki implant, która uległa zniszczeniu. próbę można zastosować również do badania skłonności do tworzenia pęknięć zimnych w spoinie. w tym wypadku implanty należy wykonać z centralnej części spoin złączy wykonanych np. metodami mma i saw [15,25]. próbę z powodzeniem stosowano również do oceny spawalności stali w środowisku wodnym [21,32,42]. jak wskazują doświadczenia, opisywana metoda umożliwia przeprowadzenie badań na próbkach z praktycznie każdego gatunku stali [25,34,43,44] i dowolną metodą spawania [35,45]. charakterystyczny jest brak w literaturze wyników badań dla próby implant i metody spawania tig [21], co może wynikać z generowania niskiej ilości wodoru dyfundującego w stopiwie i obszaru zastosowania tej metody (elementy o małej grubości). rys.  5.  fotografia przełomu pęknięcia zimnego. przełom kruchy transkrystaliczny i częściowo międzykrystaliczny ze śladami odkształcenia plastycznego [21] fig. 5. photography of fracture of cold crack. transgranular and partly intergranular brittle fracture with traces of plastic deformation interpretacja wyników próby implant sposoby przedstawiania (wizualizacji), a zwłaszcza interpretacja wyników próby implant stanowiły przedmiot intensywnych badań od początku jej opracowania [22,24,25,27,30]. praktyka wykazała, że najwłaściwsze jest przedstawienie wyników poszczególnych prób tworzących serię na wykresie w układzie półlogarytmicznym naprężenia w płaszczyźnie karbu (implantacyjne) σi – log t [24,26]. na rysunkach 6÷8 przedstawiono trzy warianty graficznej reprezentacji tych samych wyników: w klasycznym układzie: σi – t, oraz zalecanych układach: σi – log t oraz uśrednione σi – log t. rys. 6. wyniki prób implant w układzie σi – t: spawanie pod wodą metodą lokalnej komory suchej, stal s355j2g3, wg = 50 l/min, el = 10 kj/cm [21] fig. 6. results of implant tests in σi – t system: underwater welding by local cavity, s355j2g3 steel, wg = 50 l/min, el = 10 kj/cm rys. 7. wyniki prób implant z rys. 6 w układzie σi – log t [21] fig. 7. results of implant tests from fig. 6 in σi – log t system 31przegląd  spawalnictwa       vol. 88 8/2016 rys. 8. wyniki prób implant z rys. 6 w układzie uśrednione σi – log t [21] fig. 8. results of implant tests from fig. 6 in mean σi – log t system obecnie naprężenia krytyczne z próby implant σkr odnosi się do granicy plastyczności badanej stali re [3] otrzymując bezwymiarowy współczynnik α (zwany również naprężeniami znormalizowanymi): α = σkr/re gdzie: σkr – naprężenia krytyczne z próby implant [mpa], re – granica plastyczności materiału podstawowego (implantu) [mpa]. naprężenia krytyczne można odnieść do parametru nts (ang. notched tensile strength) – wytrzymałości na rozciąganie próbki z karbem [6]. zaproponowano również wyrażanie wyniku jako stosunku naprężeń krytycznych i wytrzymałości na rozciąganie strefy gruboziarnistej swc (cghaz) określonej na podstawie jej twardości [18]. interpretacja wyników próby implant, wyrażonych w postaci współczynnika α [3], odpowiada trójstopniowej skali skłonności stali do tworzenia pęknięć zimnych. szczegółowo przedstawiono to w tablicy i. stale odporne na powstawanie zimnych pęknięć nie wymagają kontrolowania zawartości wodoru w spoinie i cieplnych warunków spawania. stale częściowo skłonne do pękania zimnego wymagają kontrolowania zawartości wodoru w spoinie, natomiast stale cechujące się skłonnością do pękania zimnego wymagają kontrolowania zarówno zawartości wodoru w spoinie, jak i cieplnych warunków spawania [3]. określanie skłonności stali do tworzenia  pęknięć zimnych wg naprężeń krytycznych na podstawie wyników prób implant opracowano analityczną metodę oceny spawalności stali o podwyższonej wytrzymałości [3]: σkr = 9,81x(68,9 - 121xpcm - 24xlog(hd + 1) + + 1,75xt8/5 + 1,65x10-2xt100) [mpa] gdzie: wartość współczynnika α [-] klasa wrażliwości na tworzenie pęknięć zimnych α > 1 stal odporna na tworzenie pęknięć zimnych 0,6 < α < 1 stal częściowo skłonna do tworzenia zimnych α < 0,6 stal skłonna do tworzenia pęknięć zimnych tablica i. ocena skłonności stali do tworzenia pęknięć zimnych na podstawie wskaźnika α [3] table i. assessment of steel susceptibility to cold cracking on the basis of α coefficient   (10) gdzie: hd – zawartość wodoru dyfundującego w stopiwie [ml/100g stopiwa], t8/5 – czas stygnięcia w zakresie temperatur 800 ÷ 500 ºc [s], t100 – czas stygnięcia do temperatury 100 ºc [s], k – współczynnik względnej sprawności procesu spawania [-], f – współczynnik kształtu złącza [-], t0 – temperatura początkowa spawanego elementu [ºc], el – energia liniowa spawania [kj/mm]. zależność ta obowiązuje dla następujących zakresów wartości zmiennych istotnych: pcm=0,16÷0,282 [%], hd=1÷21 [ml/100g], t8/5=5÷20 [s], t100=58,5÷1409 [s]. jest to jedyna zależność umożliwiająca ocenę stopnia skłonności stali do tworzenia pęknięć zimnych, która uwzględnia warunki cieplne procesu spawania [3]. zastosowanie analiz wielowymiarowych   do oceny spawalności stali metodą implant biorąc pod uwagę zasadę i warunki przeprowadzania prób implantacyjnych [12,37] przy wykorzystaniu teorii planowania badań można otrzymać dwa rodzaje zależności. pierwsza posiada postać ogólną [21]: σkr = f(x1, x2,...xn), gdzie: σkr – naprężenie krytyczne z próby implant [mpa], x1, x2, ...xn – czynniki wejściowe. ten typ zależności charakteryzuje się tym, że za kryterium odporności na powstawanie pęknięć zimnych przyjąć można bezwymiarową zależność zalecaną w literaturze [3]: ze względu na to, że naprężenie krytyczne z próby implant σkr odnosi się do granicy plastyczności re, która jest wartością stałą dla danego materiału, można również posłużyć się następującym wariantem powyższej zależności [21]: α = f(x1, x2,...xn), gdzie: x1, x2, ...xn – czynniki wejściowe. natomiast druga z proponowanych zależności przyjmuje postać [21]: tz = f(σi, x2,...xn), gdzie: tz – czas do zerwania próbki (implantu) [h], σi – naprężenia w płaszczyźnie karbu kołka (implantacyjne) [mpa], x1, x2, ...xn – czynniki wejściowe. 32 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 8/2016 w tym przypadku za kryterium skłonności do powstawania pęknięć należy przyjąć czas krytyczny – tk, po którego przekroczeniu pęknięcia zimne nie występują [21]. w sytuacji, gdy czas do zerwania próbki tz jest dłuższy od przyjętego czasu krytycznego tk, stal jest odporna na tworzenie pęknięć zimnych, natomiast w przypadku przeciwnym stal uznać należy za skłonną do tworzenia pęknięć zimnych. wyniki badań metodą implant można również przedstawić w postaci wartości dychotomicznych (dwustanowych) przyjmując, np. wszystkie wyniki prób zakończonych zerwaniem próbki jako 1, a wyniki prób trwających dłużej niż przyjęty czas krytyczny (najczęściej 16 h) jako 0 [46]. takie podejście umożliwia wykorzystanie regresji logistycznej i opracowanie zależności o następującej postaci ogólnej [47]: równanie to posiada relatywnie prostą interpretację graficzną (krzywą sigmoidalną) i można na jego podstawie obliczyć prawdopodobieństwo pęknięcia dla wybranych wartości czynników badanych [48]. zakodowanie wyników badań do postaci dychotomicznej umożliwia również zastosowanie analizy przeżycia (niezawodności) [47]. literatura [1] łomozik m.: metaloznawstwo i spawalność metali. materiały szkoleniowe instytutu spawalnictwa, gliwice 1997. [2] tasak e.: spawalność stali. wydawnictwo fotobit, kraków 2002. [3] mikuła j., wojnar l.: analityczne metody oceny spawalności stali. wydawnictwo fotobit, kraków 1996. [4] kozak t.: pękanie opóźnione złączy spawanych. przegląd spawalnictwa 8-10/2002. [5] kozak t.: resistance to cold cracking of welded joints made of p460nl1 steel. advances in materials sciences 3/2011. [6] vuik j.: an update of the state-of-the-art of weld metal hydrogen cracking. welding in the world 5/1993. [7] kannengiesser t., boellinghaus t.: cold cracking tests-an overview of present technologies and applications. welding in the world 1/2013. [8] brózda j., zeman m.: sposoby oceny spawalności stali stosowane w instytucie spawalnictwa. biuletyn instytutu spawalnictwa 5/1995. [9] suzuki h., terasaki t.: estimating critical stress and preheat temperature to avoid cold cracking in implant and jis-y (tekken) test. iiw doc. ix-1417-86. [10] pn-en iso 17642-1:2005 badania niszczące spoin w metalach. badania pękania na zimno złączy spawanych. metody spawania łukowego. część 1: postanowienia ogólne. [11] zeman m.: zastosowanie symulatora cykli cieplno-odkształceniowych do badania skłonności stali do pękania zimnego. biuletyn instytutu spawalnictwa 6/1993. [12] neuman v., florian w., schonherr w.: the hydrogen influenced cold cracking tendency of low alloyed high strength steels-evaluated by the implant test. iiw doc. ix-1224-82. [13] fang c.k., kannatey e., barber j.r.: acoustic emission investigation of cold cracking in gas metal arc welding of aisi 4340 steel. welding journal 6/1995. [14] pilarczyk j.: wykorzystanie emisji akustycznej do wykrywania pęknięć powstających w złączach w procesie spawania. przegląd spawalnictwa 6/1977. [15] savage w. f., nippes e.f., sawhill j.m.: hydrogen induced cracking during implant testing of alloy steels. welding journal 12/1976. [16] grębski s.: badanie pękania zimnego stali z wykorzystaniem emisji akustycznej. praca dyplomowa inżynierska zrealizowana pod kierunkiem dr. inż. dariusza fydrycha. politechnika gdańska 2016. [17] mikuła j.: morfologia przełomów pęknięć zimnych. przegląd spawalnictwa 5/1987. [18] yue x., lippold j.c.: evaluation of heat-affected zone hydrogen induced cracking in navy steels. welding journal 1/2013. [19] fydrych d., łabanowski j., tomków j., rogalski g.: cold cracking of underwater wet welded s355g10+ n high strength steel. advances in materials science 3/2015. [20] fydrych d., łabanowski j., rogalski g., haras j., tomków j., świerczyńska a., jakóbczak p., kostro ł.: weldability of s500mc steel in underwater conditions. advances in materials science 2/2014. [21] fydrych d.: wpływ warunków spawania na skłonność do tworzenia pęknięć zimnych przy spawaniu pod wodą. praca doktorska, politechnika gdańska, gdańsk 2005. [22] granjon h.: the “implants” method for studying the weldability of high strength steels. metal construction and british welding journal 11/1969. [23] tan ch., ge x., lin q., florian w., noack v.: the investigation of implant cold cracking test. iiw doc. ix-1729-94. [24] development and use of the implant test. „welding journal” 7/1972. [25] hart p.h.m., watkinson e.: weld metal implant test ranks cr-mo hydrogen cracking resistance. welding journal 9/1975. [26] mazur m., adamiec p., dziubiński j., dudek p.: zastosowanie próby kołkowej (implantacyjnej) do badania pęknięć zimnych. przegląd spawalnictwa 11-12/1973. [27] sawhill j. m., dix a. w., savage w. f.: modified implant test for studying delayed cracking. welding journal 12/1974. [28] aavatsmark n.e., evans g.m.: correlation of the cruciform test with the implant test. iiw doc. ix-810-72. [29] satoh k. i in.: correlation of the implant test with the rrc and trc tests. iiw doc. ix-874-74. [30] karppi r., ruusila j., satoh k., toyoda m., vartiainen k.: note on standardization of implant test. technical research centre of finland 1983. [31] pilarczyk j.: wykorzystanie próby kołkowej w badaniach spawalności stali. prace instytutu spawalnictwa 4/1978. [32] bohme d., eisenbeis c.: investigation into the credibility of the implant test when used to assess the cold cracking sensitivity of underwater wet welds. proceedings of the international conference „welding under extreme conditions”, helsinki, finland 1989. [33] savage w.f., nippes e.f., szekeres e.s.: hydrogen induced cold cracking in a low alloy steel. welding journal 9/1976. [34] savage w.f., nippes e.f., pellman m.a.: hydrogen-induced cracking in soviet steels involved in usa/ussr exchange program. welding journal 11/1979. [35] tan ch., zhou z., cai h.: availability of implant test for assessing hydrogen induced cracking in submerged arc weldment. iiw doc. ix-1490-87. [36] kozak t.: zachowanie się złączy spawanych w czasie spawania i eksploatacji. sprawozdanie ds 014667, politechnika gdańska, gdańsk 2001. [37] pn-en iso 17642-3:2005 badania niszczące spoin w metalach. badania pękania na zimno złączy spawanych. metody spawania łukowego. część 3: badania z obciążeniem zewnętrznym. [38] cold cracking tests. iiw doc. ii-1513-03. [39] ranatowski e.: elementy fizyki spajania metali. wydawnictwa uczelniane akademii techniczno-rolniczej, bydgoszcz 1999. [40] стеренбоген ю.а., васильев д.в.: новая методика и энергетические критерии оценки стойкости металла зтв сварного соединения против образования холодных трещин. автоматическая сварка 6/1997. [41] florian w., akin e.: comparison of necessary preheat temperature to avoid cold cracking in haz. iiw doc. ix-1939-99. [42] garašić i., kralj s., kožuh z.: investigation into cold cracking in underwater wet welding of api 5l x70 steel. transactions of famena 3/2009. [43] миходуй л.и., позняков в.д., ющенко а.к.: сопротивлаемость замедленному разрушению сварных соединений стали 12хгн2мфдра. автоматическая сварка 11/2000. [44] швачко в.и., степанюк с.н.: особенности холодного растрескивания при сварке высокопрочных низколегированых сталей. автоматическая сварка 5/2002. [45] gedeon s.a., eagar t.w.: assessing hydrogen-assisted cracking fracture modes in high-strength steel weldments. welding journal 6/1990. [46] koszorek m.: spawalność stali o podwyższonej wytrzymałości pod wodą. praca dyplomowa magisterska zrealizowana pod kierunkiem dr. inż. dariusza fydrycha. politechnika gdańska 2015. [47] stanisz a.: przystępny kurs statystyki: z zastosowaniem statistica pl na przykładach z medycyny. analizy wielowymiarowe. statsoft, kraków 2007. [48] larose d.t.: metody i modele eksploracji danych. wydawnictwo naukowe pwn, warszawa 2008. [49] pańcikiewicz k., zielińska-lipiec a., tuz. l., rakoczy ł.: ocena skłonności do pęknięć zimnych złączy spawanych stali w próbie implantacyjnej. przegląd spawalnictwa 4/2016. podsumowanie próba implant została opracowana około 50 lat temu i zyskała akceptację na całym świecie. otrzymane podczas jej realizacji wyniki badań stanowiły podstawę do oceny spawalności nowych, wprowadzanych do powszechnego zastosowania, gatunków stali o podwyższonej i wysokiej wytrzymałości oraz poznania mechanizmów odpowiedzialnych za formowanie się pęknięć zimnych [5,12,17,18,21,31,36,49]. metoda należy do zaawansowanych prób technologicznych umożliwiających ocenę spawalności stali w porównaniu do prób utwierdzonych. charakteryzuje się dużą czasochłonnością oraz koniecznością dokładnego i powtarzalnego wykonania próbek typu implant. jednocześnie wymaga stosowania się do określonej metodyki wykonywania badań. należy jednak podkreślić, że korzyści wynikające z jej zastosowania rekompensują poniesione wysiłki, np. możliwe jest przy zastosowaniu analiz statystycznych otrzymanych wyników tworzenie zależności empirycznych przeznaczonych do oceny skłonności badanych stali do pękania zimnego. ps 3 2018 www 1 26 przegląd  spawalnictwa vol. 90 3/2018 topografia powierzchni a walory użytkowe elementów  po obróbce elektroerozyjnej i powierzchniowej zgniotem machining surface topography and functional values of parts after edm and burnishing process dr inż. anna podolak-lejtas – politechnika warszawska. autor korespondencyjny/corresponding author: apodolak@meil.pw.edu.pl streszczenie celem badań była ocena skutków modyfikacji topografii powierzchni kształtowanej obróbką elektroerozyjną a następie poddanej nagniataniu dynamicznemu odśrodkowemu przez zastosowanie głowicy do mikromłoteczkowania. głowica ta jest alternatywnym sposobem obróbki sekwencyjnej po edm, do wykorzystywanej we wcześniejszych badaniach głowicy do roto pennu. badania te stanowią kontynuację pracy nad modyfikacją warstwy wierzchniej zgniotem powierzchniowym elementów obrobionych elektroerozyjnie. słowa kluczowe: edm; obróbka powierzchniowa zgniotem; struktura geometryczna powierzchni sgp; właściwości eksploatacyjne abstract the aim of the reseach was the assesment of the surface topography modifications effects shaped by electrodischarge machining and then subjected to dynamic centrifugal burnishing by applying the microhammering head. this head is an alternative method of sequential treatment after edm, to the roto penn head used in the earlier studies. these studies are a continuation of work on the modification of the surface layer by surface cold work treatment of electrodischarge machined components. keywords: edm; cold work treatment; geometrical structure of the surface; exploitation properties wprowadzenie w wielu publikacjach autora [1,2] wielokrotnie poruszany był temat modyfikacji stanu warstwy wierzchniej (ww) po obróbce elektroerozyjnej przez zastosowanie sekwencji obróbek edm i obróbki powierzchniowej zgniotem (opz). obróbka ta realizowana była przez głowice do roto peenu a ocenie poddawane były czynniki mające istotny wpływ na polepszenie właściwości eksploatacyjnych tj. zmiany struktury metalograficznej powierzchni, rozkłady mikrotwardości, badania wytrzymałościowe czy naprężenia własne w ww. ta część badań ukierunkowana jest na analizę struktury geometrycznej powierzchni, mającej istotny wpływ na wiele właściwości funkcjonalnych takie jak wytrzymałość zmęczeniowa, odporność na zużycie i korozję, naciski kontaktowe, przepływ czy szczelność połączeń [3,4]. dogłębna i umiejętna analiza sgp daje możliwość diagnozowania procesu obróbki oraz oddziaływań układu oupn. nie bez znaczenia jest dokonanie prawidłowego wyboru parametrów do oceny struktury geometrycznej powierzchni. parametrów, dzięki którym jesteśmy w stanie dokonać oceny czy dana struktura spełnia niezbędne walory użytkowe [5,6]. jest wiele publikacji opisujących strukturę geometryczną powierzchni po obróbce elektroerozyjnej [7,8], będącej wynikiem nakładania się śladów pojedynczych wyładowań anna podolak-lejtas przeglad welding technology review elektrycznych o punktowym izotropowym charakterze. badania prowadzone w różnych ośrodkach naukowych pokazują, że kształt powstałych kraterów jest ściśle powiązany z zastosowanymi parametrami procesu i warunkami, w jakich dany proces przebiega (polaryzacja, rodzaj dielektryka, materiał elektrody). określenie jednoznacznych czynników determinujących kształtowanie się powierzchni po procesie drążenia jest utrudnione. ponadto struktura ta charakteryzuje się względnie wysoką chropowatością i wierzchołkami o małym promieniu zaokrąglenia co w rezultacie może wpłynąć niekorzystnie na elementy współpracujące ze sobą [2,9÷11]. wprowadzenie obróbki powierzchniowej zgniotem po edm miało na celu zmniejszenie wysokości nierówności występujących na powierzchni po obróbce poprzedzającej nagniatanie, nadanie im bardziej korzystnego kształtu, jak i wytworzenie zmian własności fizycznych materiału w warstwie wierzchniej przedmiotu, powodujących wzrost twardości ww i korzystny rozkład naprężeń ściskających. zmiany te w konsekwencji mają istotnie polepszyć podstawowe właściwości eksploatacyjne obrabianych elementów. podobnie jak w przypadku edm jest wiele czynników określających chropowatość powierzchni po nagniataniu, 27przegląd  spawalnictwa vol. 90 3/2018 do których należą przede wszystkim, kinematyka procesu nagniatania, konstrukcja narzędzia czy własności materiału obrabianego. wg przybylskiego [12] do najważniejszych czynników wpływających na chropowatość powierzchni można zaliczyć: – promień zaokrąglenia r czynnej powierzchni elementu nagniatającego; – kształt i rozkład nierówności powierzchni po obróbce poprzedzającej; – usytuowanie elementu nagniatającego w stosunku do powierzchni obrabianej. listę tych czynników można rozszerzyć w zależności od rodzaju i specyfiki pracy zadanej obróbki powierzchniowej zgniotem. dla technologii nagniatania dynamicznego odśrodkowego do tej listy można dołączyć prędkość obwodową tarczy, liczbę uderzeń kulek, czy masę kulek. jak już wcześniej zostało wspomniane, do modyfikacji powierzchni po drążeniu wykorzystano głowice do mikromłoteczkowania. wstępne badania wykazały wysoką trwałość i niezawodność tych głowic, wysoką odporność części roboczej mikromłoteczków na zużycie ścierne oraz wysoką zdolność głowic do wygładzania powierzchni hartowanych elementów. pierwotnie głowica ta była projektowana z myślą wykorzystania jej do obróbki części obrobionych uprzednio laserowo. w wyniku procesu topnienia – podczas ol (obróbka laserowa) materiału wiązką laserową na powierzchni powstaje charakterystyczny ślad – „ścieżka” o szerokości zbliżonej do średnicy wiązki laserowej. powoduje to, że w kierunku prostopadłym do osi ścieżki występują maksymalne wysokości chropowatości związane z maksymalną wysokością walca tj. naniesionego materiału. uderzenia młotków powodują miejscowe odkształcenia plastyczne, będące źródłem umocnienia i wygładzenia nierówności powierzchni [13]. głowica do mikromłoteczkowania została skonstruowana w zakładzie obróbek wykańczających i erozyjnych poli techniki warszawskiej (rys. 1). mechanizm pracy tej głowicy polega na cyklicznym, skoncentrowanym uderzaniu powierzchni obrabianej przez elementy w postaci mikromłoteczków zakończonych czaszami kulistymi. podstawowymi elementami głowicy są: – korpus w postaci podwójnej tarczy z trzpieniem mocującym głowicę w uchwycie szlifierki; – mikromłoteczki o promieniu części roboczej r, zamocowane obrotowo na osiach usytuowanych w odległości r od osi obrotu głowicy; – osie mikromłoteczków wykonane z igieł łożyskowych; – elastyczne wkładki, w których mocowane są osie mikro młoteczków; – tarcze ograniczające przemieszczenia osiowe osi igiełek oraz chroniące głowicę przed oddziaływaniem zewnętrznym; – elementy zderzakowe wykonane z elastycznego materiału. istotnym, opatentowanym elementem głowicy jest elastyczna wkładka, w której mocowane są osie mikromłoteczków. dzięki niej siły od uderzeń mikromłoteczków o obrabianą powierzchnię są tłumione i nie przenoszą się na korpus głowicy i szlifierkę. praca głowicy jest spokojna, a mikromłoteczki i osie nie ulegają uszkodzeniom. podczas obróbki głowica zamocowana w uchwycie szlifierki wykonuje ruch obrotowy z prędkością kilku tysięcy obrotów na minutę. głowica jest usytuowana nad obrabianą powierzchnią na takiej wysokości, by kąt uderzenia młoteczków w obrabianą powierzchnię wynosił od kilkunastu do dwudziestu kilku stopni. młoteczki po uderzeniu w powierzchnię odbijają się od niej wykonując ruch wahadłowy względem osi, na której są zamocowane. zawieszenie osi w elastycznych wkładkach oraz możliwość wahadłowego ruchu młoteczków względem własnej osi po uderzeniu zapewnia spokojną pracę głowicy i wysoką trwałość jej elementów. podczas badań stosowano narzędzie o średnicy 30 mm z 16 mikromłoteczkami wykonanymi z hartowanej stali łh15 (rys.1). metodyka badań badania stanu ww realizowano na próbkach obrobionych elektroerozyjnie przy zastosowaniu typowych parametrów obróbki zalecanych przez producenta obrabiarki (tabl. i). parametry te zostały dobrane tak, aby uzyskać zróżnicowane wysokości chropowatości, jak i grubości warstwy wierzchniej. dla powierzchni obrobionych przy zastosowaniu określonych parametrów edm realizowano następnie obróbkę mikromłoteczkowaniem z dwiema prędkościami obrotowymi głowicy i przy dwóch czasach obróbki. dobór określonych parametrów mikromłoteczkowaniem miał zapewnić różne stany powierzchni i głębokości zgniotu. – n = 4300 obr/min, v = 6,8 m/s, t = 2,5 min; – n = 4300 obr/min, v = 6,8 m/s, t = 5 min; – n = 6500 obr/min, v = 10,5 m/s, t = 2,5 min; – n = 6500 obr/min, v = 10,5 m/s, t = 5 min. efekty obróbki zarówno po edm, jak i po sekwencji tych procesów (edm+mikromłoteczkowanie) oceniano na podstawie badań struktury geometrycznej powierzchni parametrów 3d. badania realizowano przy pomocy: – centrum erozyjnego roboform 30; – głowicy do mikromłoteczkowania; – szlifierki bosch – professional; – profilometru skanującego form talysurf series 2. rys. 1. widok głowicy gm-3 wyposażonej w 16 mikromłoteczków fig. 1. view of the microhammering head tablica i. zestawienia parametrów obróbki elektroerozyjnej table i. comparative presentation of parameters for the edm nastawa na generatorze u [v] i [a] ti [µs] 402 120 24 200 432 80 48 400 303 160 6 100 analiza struktury geometrycznej   powierzchni po sekwencji obróbek edm   i mikromłoteczkowaniu  odwzorowanie kształtu i pomiary chropowatości powierzchni w zakresie parametrów 3d wykonano przy pomocy profilometru skanującego form talysurf series 2. podczas analizy topografii powierzchni uwzględniono 28 przegląd  spawalnictwa vol. 90 3/2018 następujące parametry: – parametry amplitudowe powierzchni; – parametry krzywej nośności; – parametry przestrzenne i hybrydowe. na rysunku 2 zostały przedstawione dla porównania widoki 3d dla wybranych próbek po edm (i = 24 a, ti = 200 μs) i po sekwencji obróbek edm i mikromłoteczkowaniem (n = 4300 obr/min, t = 2,5 min). w tablicy ii przedstawiono zestawienia podstawowych parametrów amplitudowych, hybrydowych, służących do ilościowej oceny stanu analizowanej powierzchni dla wybranych konfiguracji parametrów edm i opz. oznaczenie próbek np.: e303 – obróbka elektroerozyjna z nastawami 303 na generatorze, edm 303_opz4300_25 – sekwencja obróbek edm z nastawami 303 i opz (n = 4300 obr/min, t = 2,5 min). istotne informacje odnośnie kształtu i nośności powierzchni możemy otrzymać z krzywej nośności zwanej krzywą abbotta-firestone’a – afc. właściwości nośne mogą być oceniane za pomocą parametrów przestrzennych takich jak [3]: sk – wysokość chropowatości rdzenia, µm; spk – zredukowana wysokość wniesienia, µm; svk – zredukowana głębokość wgłębienia, µm; sr1 – udział nośny wierzchołów, %; sr2 – udział nośny wgłębień, %. na podstawie porównania krzywych udziału nośnego (rys. 3) można zaobserwować, iż zastosowanie obróbki powierzchniowej zgniotem może istotnie polepszyć właściwości trybologiczne, świadczyć może o tym spadek parametru spk. rys. 2. obrazy 3d powierzchni po obróbkach: a) edm, b) sekewencja obróbek edm i opz fig. 2. 3d images obtained from the scanning profilometer: a) edm b) edm + cold work treatment a) b) w przypadku obróbki edm wartość tego parametru wynosi od 3,52 do 24 µm (w zależności od parametrów edm), po zastosowaniu opz wartość parametru spk zmniejsza się nawet 6-krotnie, zwiększając znacznie odporność na ścieranie takich powierzchni. w związku z tym, że wygładzenie powierzchni po obróbce łącznej sięga w głównej mierze tylko wierzchołków nierówności, wartość parametru svk utrzymuje się na zbliżonym poziomie. przez co powierzchnie cały czas zachowują odpowiednie warunki zapewniające smarowanie współpracujących powierzchni. na rysunku 4 można zaobserwować zmianę kształtu udziału materiałowego i rozkładu adf (rozkład rzędnych profilu). rozkład rzędnych profilu w przypadku obróbki erozyjnej zbliża się do rozkładu normalnego, świadczy o tym parametr sku, gdzie zbliżony jest do wartości 3. nagniatanie zaś wprowadzając zmiany kształtu profilu powoduje kumulowanie się materiału ponad linią, widzimy co najmniej 2-krotny wzrost parametru sku w porównaniu z edm. ponadto ocena wizualna powierzchni obrobionych mikromłoteczkami wykazuje na znacznie dłuższy kontakt młotka z powierzchnią, niż jest to w przypadku głowicy roto peen [1]. jest ona błyszcząca z wyraźną ścieżką przejść młotków po powierzchni. może być to wynikiem ułożenia elementów nagniatających w jednej płaszczyźnie. zarówno ruchome umocowanie młotków w tarczy nie jest bez znaczenia. w momencie kontaktu młotka z powierzchnią następuje jego przemieszczenie, poślizg do pozycji, w której zostaje on zablokowany przez gniazdo kolejnego elementu nagniatającego. rys. 3. parametry krzywej nośności: powierzchnia po: a) edm, b) edm + opz fig. 3. abbot-firestone curve parameters surface after: a) edm process, b) edm + cold work treatments a) b) 29przegląd  spawalnictwa vol. 90 3/2018 wnioski końcowe  analiza mikrostereometrii i danych liczbowych wyników pomiarów sgp pozwala na sformułowanie następujących wniosków: – mikrogeometria powierzchni obrobionych edm i następnie poddanych obróbce mikromłoteczkowaniem charakteryzuje się rozległymi, bardzo łagodnymi wierzchołkami oraz obecnością względnie głębokich mikro wgłębień jako pozostałości po sgp edm; – charakter sgp jest dla tych przypadków podobny w całym zakresie badanych parametrów; – przedłużanie czasu obróbki oraz zwiększanie prędkości obrotowej narzędzi w badanym zakresie parametrów nie powoduje istotnego polepszenia stanu sgp, powoduje natomiast istotne skrócenie trwałości narzędzia; – wartość amplitudowych parametrów powierzchni obrobionych edm i mikromłoteczkowaniem zmniejsza się st i sa o ok. 30÷40% natomiast sp ok. trzykrotnie; – krzywizny wierzchołków zmniejszają się ok. 10-krotnie, a pochylenia nierówności o ok. 30%; – chropowatość powierzchni po obróbce mikromłoteczkowaniem ma bardziej łagodny charakter niż po edm; – powierzchnie z tego typu sgp mogą bardzo dobrze pracować w przypadkach, gdy wymagana jest wysoka nośność i obecność równomiernie rozłożonych kieszeni smarnych. rys. 4. rozkład rzędnych dla powierzchni po: a) edm, b) edm + opz fig. 4. amplitude density function for surface after: a) edm process b) edm + cold work treatments tablica ii. zestawienia pomiarów mikrostereometrii powierzchni 3d obrobionych edm i opz table ii. influence of the combined edm and microhaummering process parameters on surface roughness rodzaj obróbki parametry amplitudowe parametry hybrydowe i przestrzenne sa [µm] st [µm] sp [µm] sku ssk sdq spk [µm] svk [µm] edm_303 4,42 41,4 16,8 3,29 -0,49 0,265 3,52 7,39 edm303_m4300_2.5 2,43 32 8,42 6,96 -1,55 0,153 1,58 6,47 edm303_m6500_2.5 1,35 27,7 4,98 15,3 -2,51 0,0977 0,842 4,4 edm402 14,4 139 74,4 2,94 -0,126 0,44 11,2 14,4 edm402_m4300_2.5 11,2 76 23,2 3,21 -0,931 0,315 2,26 13,4 edm402_m6500_2.5 8,63 72 20,2 4,01 -1,19 0,285 2,21 13,1 edm432 22,9 248 151 3,92 -0,21 0,461 24,3 21,3 edm432_m4300_2.5 17,5 136 47,2 4,12 -0,61 0,322 4,32 21,4 edm432_m6500_2.5 15,7 138 43,2 6,81 -0,874 0,42 4,19 19,4 a) b) 30 przegląd  spawalnictwa vol. 90 3/2018 literatura [1] nowicki b., podolak-lejtas a., dmowska a.: a new method of investigating crater and flash made by individual discharge using scanning profilometers, wear 270, 2011, s.121-126, issn 0043-1648. [2] podolak-lejtas a., nowicki b., dmowska a.: surface layer propertis after successive edm or eda and then superficial roto-peen machining, advances in trybology, 2012, pp. 12. [3] oczoś k., liubimov v.: struktura geometryczna powierzchni, oficyna wydawnicza politechniki rzeszowskiej, rzeszów 2003. [4] nowicki b.: zaawansowane metody opisów i pomiarów struktury geometrycznej powierzchni, mechanik 1, s. 36-41, 2007. [5] grzesik w.: wpływ obróbki sekwencyjnej na topografię powierzchni stali utwardzanej, mechanik nr 5-6, s. 350-363, 2014. [6] grzesik w.: wpływ topografii powierzchni na właściwości eksploatacyjne części maszyn, mechanik nr 8-9, s. 587-593, 2015. [7] świercz r., oniszczuk-świercz d.: wpływ parametrów obróbki elektroerozyjnej na właściwości użytkowe stali o wysokiej przewodności cieplnej, mechanik nr 1, s. 29-34, 2015. [8] świercz r., oniszczuk-świercz d.: obróbka elektroerozyjna – badanie impulsów elektrycznych napięcia i natężenia prądu, mechanik nr 2, s. 112113, 2017. [9] kurth j.p., van humbeeck j., stevens l.: micro structural investigation and metallographic analysis of the white layer of a surface machined by electro discharge machining, isem xi, losanna, pp. 849-862. [10] świercz r., oniszczuk-świercz d.: experimental investigation of surface layer properties of high thermal conductivity tool steel after electrical discharge machining, metals, vol. 12, 2017, doi:10.3390/met7120550. [11] radek n., żórawski w.: technologia wytwarzania i właściwości powłok węglikowo-ceramicznych nanoszonych elektroiskrowomodyfikowanych wiązką laserową, przegląd spawalnictwa, vol.84(8), s. 11-15, 2012. [12] przybylski w.: technologia obróbki nagniataniem, wydawnictwo naukowo-techniczne, warszawa 1987. [13] radziejewska j., kalita w.: badanie wpływu parametrów obróbki hybrydowej na mikrostrukturę warstw wierzchniej, przegląd spawalnictwa vol. 81(10), s. 20-26, 2009. ps 02 2018 www.pdf 31przegląd  spawalnictwa vol. 90 2/2018 wpływ aktywacji powierzchni aluminium 7075   na wytrzymałość połączenia klejowego the investigation of influence of surface activation of aluminum 7075 on strength of bonded joint dr hab. inż. zbigniew zimniak, prof. pwr; dr inż. roman wróblewski – politechnika wrocławska. autor korespondencyjny/corresponding author: zbigniew.zimniak@pwr.edu.pl streszczenie w artykule przedstawiono wyniki badań wytrzymałości statycznej na ścinanie połączeń klejowych zakładkowych wykonanych ze stopu aluminium 7075. badania miały charakter porównawczy i dotyczyły przebadania wpływu aktywacji powierzchni klejonej przy zastosowaniu plazmy niskotemperaturowej z próbkami niepoddanymi aktywowaniu. zastosowano 3 rodzaje materiałów adhezyjnych. na podstawie przeprowadzonych badań stwierdzono wzrost swobodnej energii powierzchniowej dla próbek modyfikowanych plazmą niskotemperaturową oraz dla 2 z 3 badanych klejów wzrost wytrzymałości połączenia. słowa  kluczowe: plazma niskotemperaturowa; aktywacja powierzchni; połączenie klejowe; aluminium 7075 abstract the paper presents the results of the static strength test on shear adhesion bonded joints made of aluminum alloy 7075. the tests were of a comparative nature and examined the effect of surface activation using low temperature plasma with non-activated samples. three types of adhesives were used. based on the studies, the increase of free surface energy for low temperature plasma samples and for 2 of the 3 tested adhesives increased the strength of the joint were observed. keywords:  low temperature plasma; surface activation; adhesion bonded joint; aluminum alloy 7075 wstęp połączenia adhezyjne znajdują coraz szersze zastosowanie w wielu gałęziach przemysłu. jest to związane z wieloma zaletami takich połączeń, do których przede wszystkim należy możliwość łączenia materiałów różnoimiennych, możliwość doboru kleju do warunków eksploatacji połączenia, przenoszenie obciążeń przez całą powierzchnię złącza, a także szczelność połączenia. do wad w szczególności należy konieczność zachowania odpowiedniego reżimu procesu technologicznego wytwarzania połączenia klejowego, w zależności od stosowanych materiałów występuje zwykle konieczność przygotowania powierzchni łączonych odpowiednimi technikami [5,13]. badacze wskazują również na konieczność uwzględnienia środowiska użytkowania, ze względu na wrażliwość połączenia klejowego na oddziaływanie podwyższonej temperatury [6,8]. metody przygotowania powierzchni można zasadniczo podzielić na 2 grupy. do grupy 1 należą metody, których celem jest rozwinięcie powierzchni, co zwykle jest też związane z uzyskaniem powierzchni chropowatej, czego efektem jest zwiększony udział adhezji mechanicznej. rozwinięcie powierzchni jest zwykle realizowane przy udziale mechanicznych metod obróbki powierzchni narzędziami nasypowymi lub metodami obróbki zbigniew zimniak, roman wróblewski przeglad welding technology review strumieniowo-ściernej [6,9]. niestety należą one do metod pracochłonnych i komplikujących proces wytwórczy. do dru giej grupy metod należą wszelkie metody chemiczne przygotowania powierzchni, czego efektem jest aktywacja powierzchni objawiająca się zwykle zwiększeniem polarności. do metod chemicznych zaliczamy modyfikację powierzchni przez zastosowanie trawienia roztworami trawiącymi na ba zie kwasów i ich mieszanin, a także nakładanie środków proadhezyjnych (np. związków silanowych), których celem jest uzyskanie na powierzchniach łączonych korzystnych warunków sprzyjających zwiększeniu adhezji tzw. właściwej. metody chemiczne ze względu na występowanie różnych substancji chemicznych, o różnym stopniu szkodli wości zarówno dla otoczenia, jak i dla człowieka wymuszają stosowanie skomplikowanych instalacji procesowych, co również podraża całościowo proces wytwórczy. prezentowany artykuł dotyczy zbadania możliwości aktywowania powierzchni stopu aluminium 7075 przy zastosowaniu plazmy niskotemperaturowej. plazma, ze względu na odmienne od fazy stałej, ciekłej i gazowej właściwości, powstaje w temperaturach, w których średnie energie kinetyczne cząstek przekraczają wartość potencjału jonizacyjnego. doi: http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v90i2 .858 32 przegląd  spawalnictwa vol. 90 2/2018 plazma niskotemperaturowa jest najczęściej gazem zjonizowanym w niewielkim stopniu, o dużej lub bardzo dużej zawartości cząstek neutralnych, w skład której wchodzą jądra atomów, cząstki elementarne, a także, atomy, ich jony oraz cząsteczki. zastosowanie takiej plazmy pozwala na zwiększenie energii powierzchniowej łączonych materiałów, co przyczyni się do uzyskania dobrej jakości spoiny klejowej. plazma tego typu stosowana była do tej pory do obróbki powierzchni tworzyw sztucznych w celu otrzymywania specjalnych własności potrzebnych do procesów klejenia, czyszczenia czy poprawy zwilżalności lub ścieralności [3÷4,7,10÷12]. proces aktywacji powierzchni przy pomocy plazmy niskotemperaturowej jest procesem relatywnie łatwym do za stosowania, w minimalnym stopniu komplikujący proces wytwórczy. aktywacja powierzchni z wykorzystaniem plazmy niskotemperaturowej jest już stosowana do aktywacji powierzchni materiałów polimerowych, ale w odniesieniu do metali na chwilę obecną wykorzystywana jest niewielkim stopniu. metodyka badań próbki użyte do badań zostały wykonane ze stopu aluminium 7075, o wymiarach 25 x 60 x 2 mm. po zdjęciu folii ochronnej próbki oczyszczono alkoholem etylowym. w tablicy i przedstawiono skład chemiczny stopu 7075, tabelę opracowano na podstawie certyfikatu materiału. w tablicy ii zebrano wybrane własności mechaniczne stopu 7075. do pomiarów kąta zwilżania powierzchni stopu 7075 oraz do wyznaczania swobodnej energii powierzchniowej (sep) zastosowano goniometr krüss dsaht1200 wraz z oprogramowaniem firmowym dsa3. do pomiarów wybrano 4 ciecze pomiarowe o znanej wartości energii powierzchniowej oraz o znanych wartościach części polarnej i części dyspersyjnej. do badań użyto: – wody destylowanej, dla której: swobodna energia powierzchniowa wynosi γw = 72,8 [mj/m2], składowa dyspersyjna wynosi γwd = 21,8 [mj/m2], składowa polarna wynosi γwp = 51,0 [mj/m2]; – dijodometanu, dla którego: swobodna energia powierzchniowa wynosi γw = 50,8 [mj/m2], składowa dyspersyjna wynosi γwd = 48,5 [mj/m2], składowa polarna wynosi γwp = 2,3 [mj/m2]; – glikolu etylowego, dla którego: swobodna energia powierzchniowa wynosi γw = 48,0 [mj/m2], składowa dyspersyjna wynosi γwd = 29,0 [mj/m2], składowa polarna wynosi γwp = 19,0 [mj/m2]; – formamidu, dla którego: swobodna energia powierzchniowa wynosi γw = 56,90 [mj/m2], składowa dyspersyjna wynosi γwd = 23,50 [mj/m2], składowa polarna wynosi γwp = 33,40 [mj/m2][15]. do wytworzenia jednozakładkowych połączeń użyto blachy ze stopu aluminium 7075, dla których przewidziano 2 warianty przygotowania powierzchni. jeden wariant przewidywał przygotowanie próbek tylko przez ich odtłuszczenie, drugi natomiast przewidywał przygotowanie powierzchni przez aktywację plazmą niskotemperaturową. modyfikacja przy zastosowaniu plazmy niskotemperaturowej była prowadzona przy następujących parametrach: moc urządzenia 300 w, napięcie pracy 18 kv, przepływ argonu 16 l/min i stały czas ekspozycji wynoszący 60 s. zasadę działania urządzenia do wytwarzania plazmy pokazano na rysunku 1. tablica i. skład chemiczny stopu aluminium 7075 table i. aluminum alloy 7075 chemical composition tablica ii. wybrane własności mechaniczne stopu aluminium 7075 table ii. aluminum alloy 7075 selected mechanical properties aluminium 7075 pierwiastek si fe cu mn mg cr zn ti wartość zakres lub max, % 0,40 0,50 1,20÷2,00 0,30 2,10÷2,90 0,18÷0,28 5,10÷6,10 0,20 aluminium 7075 wytrzymałość na rozciąganie rm, mpa umowna granica plastyczności rp0,2, mpa twardość hb wydłużenie a5, % 480÷540 390÷470 104÷157 6÷8 rys. 1.  schemat urządzenia do wytwarzania plazmy niskotemperaturowej fig. 1. schematic of a device for producing low temperature plasma wymiary wytworzonego połączenia jednozakładkowego zostały przedstawione na rysunku 2. grubość warstwy kleju była stała i wynosiła 0,18 mm. stała grubość warstwy została uzyskana przez zastosowanie drucików miedzianych o grubości 0,18 mm jako elementów dystansowych. w badaniach zastosowano klej przemysłowy na bazie żywicy metakrylowej – agomet f330 oraz dwie kompozycje klejowe na bazie żywicy epoksydowej epidian 57+60% wag. utwardzacza pac oraz epidian 5+70% wag. utwardza cza pac. klej agomet f330 jest klejem dwuskładnikowym, żywica+utwardzacz w postaci proszku, utwardzacza dodano w ilości 3% wag., a klej charakteryzuje się dobrymi własnościami wytrzymałościowymi (wg danych producenta wytrzymałość na ścinanie to 33 mpa dla stopów aluminium) [14]. połączenia klejowe z wykorzystaniem kleju agomet f330 były badane po upływie 24 h od momentu klejenia. argon dielektryk elektroda dodatnia elektroda ujemnagenerator wysokiej częstotliwości 18 kv 33przegląd  spawalnictwa vol. 90 2/2018 próbki, dla których do połączenia wykorzystano kompozycje klejowe na bazie żywic epoksydowych sieciowano dwuetapowo. wstępnie w temp. 35 °c przez czas 1,5 h i następnie kolejne 1,5 h w temperaturze 100 °c. połączenia klejowe były badane na maszynie wytrzymałościowej po upływie kolejnych 24 h. badania wytrzymałościowe wytworzonych połączeń zakładkowych były prowadzone na uniwersalnej maszynie wytrzymałościowej tinius olsen h25kt. prędkość przesuwu trawersy podczas prób wynosiła 2 mm/min. rys. 2. schemat próbki do badań – połączenie jednozakładkowe fig. 2. diagram of the test sample – one-way connection rys. 3. zdjęcia kropli wody zwilżającej powierzchnię stopu 7075; a) powierzchnia po odtłuszczeniu, b) powierzchnia dodatkowo aktywowana plazmą niskotemperaturową fig. 3. photos of water drop dampening surface of alloy 7075; a) surface after degreasing, b) surface additionally activated by low temperature plasma rys. 4.  naprężenia niszczące w połączeniach klejowych pracujących na ścinanie fig. 4. failure stresses in shear working glued joints wyniki badań w tabeli 3 przedstawiono uśrednione wartości energii powierzchniowej uzyskane w wyniku pomiarów kąta zwilżania wymienionymi wyżej cieczami pomiarowymi powierzchni próbek ze stopu 7075. wartości swobodnej energii powierzchniowej zostały wyliczone metodą owens-wendt-rabel-kaelble’a (owrk) przy zastosowaniu 4 cieczy pomiarowych [2]. na rysunku 3 przedstawiono przekładowe zdjęcia zwilżania przez kroplę wody powierzchni stopu 7075 dla 2 wariantów przygotowania powierzchni. na rysunku 3a przedsta wiono kroplę wody zwilżającą powierzchnię nie modyfikowaną, odtłuszczoną alkoholem etylowym. kąt zwilżania wodą dla takich warunków wyniósł 79,3°. aluminium 7075 po odtłuszczaniu aluminium 7075 po odtłuszczaniu   i obróbce plazmą niskotemperaturową sep [mj/m2] składowa dyspersyjna [mj/m2] składowa polarna [mj/m2] sep [mj/m2] składowa dyspersyjna [mj/m2] składowa polarna [mj/m2] wartość średnia 37,1 31,6 5,4 53,2 36,0 17,1 tablica iii. swobodna energia powierzchniowa (sep) i jej składowe dla stopu aluminium 7075 table iii. free surface energy (fse) and its components for aluminum alloy 7075 na rysunku 3b przedstawiono natomiast kroplę wody zwilżającą powierzchnię odtłuszczoną alkoholem etylowym oraz dodatkowo aktywowaną działaniem plazmy niskotemperaturowej. kąt zwilżania wodą dla takich warunków wyniósł 42,7°. w wyniku działania strumieniem plazmy niskotemperaturowej zaobserwowano wzrost sep o ok. 43%, w tym składowej dyspersyjnej o ok. 13% i składowej polarnej o 316%. znaczący wzrost sep wskazuje, iż zaproponowana modyfikacja powierzchni działa i wpływa znacząco na zwiększenie polarności powierzchni. należy oczekiwać, iż połączenie klejowe z w ten sposób modyfikowaną powierzchnią powinny cechować się większą wytrzymałością. na podstawie przeprowadzonych badań wytrzymałościowych wytworzonych połączeń zakładkowych z zastosowaniem 2 metod przygotowania powierzchni oraz kleju agomet f330, oraz kompozycji klejowych na bazie żywic epidian 5, epidian 57 oraz utwardzacza pac otrzymano wyniki, które zestawiono na rysunku 4. a) b) f fstop 7075stop 7075 warstwa kleju gr. 0,8 [mm] odtłuszczenie agomet f330 epidian 57+60% pac epidian 5+70% pac odtłuszczenie+ +plazma niskotemperaturowa 34 przegląd  spawalnictwa vol. 90 2/2018 literatura [1] anagreha n., dorn l.: influence of low-pressure plasma treatment on adhesive bonding between polybutylene terephthalat (pbt) and aluminum, international journal of adhesion & adhesives, 25, 2005, pp. 165-172. [2] baldan a.: adhesion phenomena in bonded joints, intern. journal of adhesion & adhesives, 38, 2012. [3] bárdos l., baránková h.: cold atmospheric plasma: sources, processes, and applications, thin solid films, 2010, 518, pp. 6705-6713. [4] gao z., sun j., peng s., yao l., qiu y.: surface modification of a polyamide 6 film by he/cf4 plasma using atmospheric pressure plasma jet, appl. surf. sci., 256, 2009, pp. 1496-1501. [5] godzimirski j.: wytrzymałość doraźna konstrukcyjnych połączeń klejowych, wnt, warszawa, 2002. [6] kłonica m., kuczmaszewski j.: badania porównawcze wytrzymałości na ścinanie klejowych połączeń zakładkowych stali 316l po „szokach termicznych”, przetwórstwo tworzyw sztucznych, 2 (164) 2015, s. 125-130. [7] mandolfino c., lertora e., gambaro c.: influence of cold plasma treatment parameters on the mechanical properties of polyamide homogeneous bonded joints, surface & coatings technology, 313, 2017, pp. 222-229. wnioski  na podstawie przeprowadzonych badań można sformułować następujące wnioski: 1. stwierdzono wzrost swobodnej energii powierzchniowej dla blach stopu aluminium 7075 modyfikowanych plazmą niskotemperaturową i w stosunku do blach niemodyfikowanych wzrost ten wynosił ok. 43%, co ważniejsze wzrost składowej polarnej wynosił 316%. 2. dla kleju agomet oraz dla kompozycji epidian 57+pac zanotowano wzrost wytrzymałości połączenia. wzrost ten wynosi ok. 25% dla kleju agomet f330 i ok. 15% dla kompozycji epidianu 57+pac. dla kompozycji epidian 5+pac nie odnotowano wzrostu wytrzymałość po zastosowaniu aktywacji powierzchni plazmą niskotemperaturową. 3. z przeprowadzonych badań można wywnioskować, iż aktywacja powierzchni i tym samym wzrost energii powierzchniowej przekłada się na wzrost wytrzymałości połączenia klejowego, jednak w omawianym przypadku miało to odzwierciedlenie dla 2 z 3 przebadanych klejów. zatem przed zastosowaniem aktywacji przy pomocy plazmy niskotemperaturowej w odniesieniu do konkretnego materiału i kleju należy przeprowadzić badania wstępne, aby potwierdzić celowość stosowania tej metody aktywacji. [8] mirski z., wróblewski r., gołembiewski a.: odporność połączeń klejowych na oddziaływanie wysokiej temperatury, przegląd spawalnictwa, nr 10 / 87, 2015, s. 108-114. [9] rudawska a., danczak i., müller m., valasek p.: the effect of sandblasting on surface properties for adhesion, intern. journal of adhesion & adhesives, 70, 2016, pp. 176-190. [10] stryczewska h.d.: technologie zimnej plazmy. wytwarzanie, modelowanie, zastosowania, elektryka, zeszyt 1, 2011, s. 41-61. [11] vendemiatti c., hosokawa r.s., rangel r.c.c., bortoleto j.r.r., cruz n.c., rangel e.c.: wettability and surface microstructure of polyamide 6 coated with sioxcyhz films, surf. coat. technol., 275, 2015, pp. 32-40. [12] zhu l., teng w., xu h., liu y., jiang q., wang c., qiu y.: effect of absorbedmoisture on the atmospheric plasma etching of polyamide fibers, surf. coat. technol., 202, 2008, pp.1966-1974. [13] żenkiewicz m.: adhezja i modyfikowanie warstwy wierzchniej tworzyw wielkocząsteczkowych, wnt, warszawa 2000. [14] karta technologiczna produktu agomet f330. [15] dokumentacja goniometru firmy krüss, hamburg, 2009. 201406_pspaw.pdf 40 przegląd spawalnictwa 6/2014 analiza porównawcza rozkładu temperatury i naprężeń podczas uderzenia cząstki ti w podłoże metalowe i ceramiczne podczas natryskiwania detonacyjnego comparative analysis   of temperature and stress distribution   upon ti particle impingement   into the metal and ceramic substrates   during detonation gun thermal spraying streszczenie w pracy przedstawiono wyniki badań rozkładu naprężeń i temperatury podczas procesu natryskiwania powłoki metalicznej ti na podłoże ceramiczne al2o3 oraz metalowe w postaci żelaza armco. zbudowano model mes dynamicznego uderzenia cząstki ti w podłoże i analizowano przemieszczenie cząstki w głąb podłoża. podczas zagłębiania się cząstki analizowano zmiany czasowe naprężeń i temperatury w wybranych punktach z obszaru cząstki oraz podłoża. porównano otrzymane wyniki analizy dla cząstek padających na podłoże z prędkością 500 oraz 800 m/s. słowa kluczowe: natryskiwanie cieplne, analiza dynamiczna, naprężenie, temperatura, uderzenie cząstki abstract the paper presents the results of stress and temperature distributions during thermal spraying of ti particle onto al2o3 and armco substrate. the finite element model of dynamic impingement of ti particle has been built and the displacement and penetration of the particle into the substrate material analyzed. the time dependent variation of stress and temperature were analyzed in points selected from the particle and substrate regions. the calculations have been performed for the two different particle speeds equaled 500 and 800 m/s. the results comparison analysis have been discussed. keywords: thermal spraying, dynamic analysis, stress, temperature, particle impingement piotr kowalczyk dariusz golański tomasz chmielewski władysław włosiński mgr inż. piotr kowalczyk; dr hab. inż. dariusz golański, prof. nzw. pw; dr hab. inż. tomasz chmielewski, prof. nzw. pw – politechnika warszawska, prof. dr hab. inż. władysław włosiński – polska akademia nauk. autor korespondencyjny/corresponding author: dgol@wip.pw.edu.pl 41przegląd spawalnictwa 6/2014 wstęp metoda nanoszenia termicznego powłok jest jedną z najbardziej uniwersalnych technik nanoszenia materiałów powłokowych na materiał podłoża. daje możliwość wytwarzania zarówno warstw metalicznych, ceramicznych, jak i kompozytowych na podłożach metalicznych i ceramicznych. w procesach natryskiwania podgrzane lub zimne cząstki materiału powłokowego wyrzucane są z dużą prędkością w kierunku podłoża. uderzenie rozpędzonych cząstek w pokrywaną powierzchnię powoduje ich deformację, tworzą się wtedy tzw. lamele, które „zakotwiczają się” w podłożu, formując warstwowo powłokę o określonej grubości [1÷3]. w końcowym etapie procesu następuje schłodzenie podłoża wraz z utworzoną powłoką do temperatury otoczenia. jednym z ważniejszych problemów badawczych towarzyszących procesom natryskiwania termicznego jest zagadnienie powstających naprężeń własnych w układzie powłoka-podłoże. naprężenia te w zależności od zastosowanej metody natryskiwania mają różny charakter pod względem rozkładu czy skali oddziaływania, ale prawie zawsze mają znaczący wpływ na właściwości powstającej powłoki. mogą one wpływać m.in. na odporność powłoki na ścieranie czy zmęczenie, czy też na jej skłonność do powstawania pęknięć. z tego względu ocena stanu oraz rozwoju naprężeń własnych w powłokach nanoszonych metodami natrysku termicznego jest ważnym zagadnieniem badawczym, którym zajmuje się wiele ośrodków naukowych. na podstawie wyników prowadzonych badań wielu autorów sugeruje, że w procesie natryskiwania termicznego naprężenia własne powstają w jego dwóch zasadniczych etapach [4]. w pierwszym z nich cząstki natryskiwanego materiału uderzają w podłoże i spłaszczając się, tworząc na nim lamele, a następnie ulegają stygnięciu do temperatury podłoża w bardzo krótkim czasie rzędu milisekund. w tym samym czasie materiał podłoża hamuje skrócenie termiczne powstałych lameli, czego efektem jest rozwój naprężeń rozciągających w powstałej powłoce [5]. w drugiej fazie następuje jednoczesne schłodzenie powstałej na podłożu powłoki do temperatury otoczenia, które prowadzi do narastania naprężeń własnych w całym układzie powłoka-podłoże. przedstawiony mechanizm powstawania naprężeń odnosi się do przypadku natryskiwania, w którym w pełni roztopione cząstki materiału powłokowego nanoszone są przy stosunkowo niskich prędkościach. przykładem takiego procesu może być natryskiwanie plazmowe. stosując inne metody natryskiwania, jak np. natryskiwanie płomieniowe naddźwiękowe (hvof) czy natryskiwanie detonacyjne (d-gun), możemy mówić o procesach, w których cząstki materiału nanoszonego mają z jednej strony znacznie niższą temperaturę, a z drugiej osiągają znacznie wyższe prędkości. dzięki temu wysoka energia kinetyczna rozpędzonych cząstek (roztopionych lub częściowo roztopionych) prowadzi do obróbki powierzchni podłoża zbliżonej do śrutowania, co również znacząco wpływa na naprężenia własne powstające podczas natryskiwania. można więc w tym przypadku przyjąć, że proces natrysku cząstek prowadzi do powstania naprężeń mechanicznych pochodzących od uderzenia poszczególnych cząstek w powierzchnię podłoża. tu również powstają naprężenia własne podczas stygnięcia do temperatury podłoża utworzonych na powierzchni lameli. w dalszej kolejności powstała na podłożu powłoka ulega schłodzeniu do temperatury otoczenia i powstają w niej naprężenia własne wywołane głównie różnicą współczynników rozszerzalności cieplnej pomiędzy powłoką i podłożem. zatem w procesach natryskiwania termicznego stan naprężeń własnych w układzie powłoka-podłoże może być uwarunkowany od: – naprężeń mechanicznych wywołanych uderzeniem padających na podłoże cząstek materiału powłokowego, – naprężeń od stygnięcia cząstek zakleszczanych na podłożu i tworzących lamele, – naprężeń powstających przy chłodzeniu do temperatury otoczenia całej powstałej powłoki wraz z podłożem, a wynikających ze zróżnicowanego skurczu termicznego obu materiałów. końcowy rozkład naprężeń własnych w układzie powłoka-podłoże wynikać będzie z superpozycji wymienionych poszczególnych rodzajów naprężeń. w niniejszej pracy podjęto próbę analizy rozkładu temperatury oraz naprężeń własnych, jakie powstają w pierwszej fazie procesu natryskiwania – podczas uderzenia cząstki metalowej (ti) w podłoże ceramiczne (al2o3) w procesie natryskiwania detonacyjnego z wysokimi prędkościami. zasadniczym celem pracy była budowa modelu obliczeniowego do oceny rozkładu i wartości naprężeń własnych powstałych w procesie termicznego nakładania powłok na podłoża oraz wyznaczenie tych rozkładów na przykładzie powłoki tytanowej naniesionej na podłożu ceramicznym al2o3. natryskiwanie detonacyjne natryskiwanie detonacyjne (d-gun) jest metodą umożliwiającą nanoszenie cienkich powłok z materiałów metalicznych na podłoża metali i niemetali, m.in. na ceramikę konstrukcyjną. wybór tej metody do wytwarzania tytanowych powłok metalizacyjnych na powierzchni ceramiki al2o3 podyktowany został tym, że metoda ta generuje bardzo wysoką energię kinetyczną przenoszonych na podłoże cząstek metalu, dzięki czemu możliwe jest uzyskanie wysokiej adhezji cząstek ti do podłoża o wielkości nawet do 80 mpa [6]. natryskiwanie detonacyjne oparte jest na kontrolowanej detonacji mieszaniny gazów (głównie tlenu i acetylenu) przez zapłon iskrowy. detonacja gazów powoduje powstanie fali uderzeniowej, która nagrze42 przegląd spawalnictwa 6/2014 wa i przyspiesza cząstki materiału powłokowego do prędkości dochodzących do 1200 m/s [7]. dyskretny charakter procesu natryskiwania, w którym cząstki nanoszone są na podłoże sprawia, że powstająca powłoka wraz z podłożem nagrzewane są do znacznie niższej temperatury niż w innych stosowanych metodach natryskiwania cieplnego. metoda d-gun umożliwia nanoszenie powłok o grubościach poniżej 0,1 mm, zapewniając dobrą szczelność powłoki. na rysunku 1 przedstawiono mikrostrukturę powłoki tytanowej o grubości 40 µm, naniesioną na podłoże z ceramiki al2o3. modelowanie uderzenia cząstki w podłoże opis modelu jak wykazano w [8], w czasie lotu cząstki nie zachodzi koagulacja proszku i może być ona rozważana jako indywidualna, izolowana od pozostałych. modelowane jest więc uderzenie pojedynczej cząstki proszku formującego powłokę w podłoże. deformacja pojedynczej cząstki zależna jest od prędkości uderzenia, jej kierunku, stanu powierzchni podłoża oraz właściwości termomechanicznych łączonych materiałów. dla uproszczenia zadania zostało ono początkowo potraktowane jako osiowosymetryczne, co ogranicza rozważania do obciążenia cząstki prędkością prostopadłą do podłoża. zaproponowany model geometryczny 2d osiowosymetryczny z zaznaczeniem warunków początkowych i brzegowych przedstawiono na rysunku 2. założono, że uderzająca cząstka jest w kształcie kuli, o średnicy rp = 50 µm, a podłoże walcem o promieniu rs i grubości ts. odebrano przemieszczenie w kierunku y na płaszczyźnie symetrii dla cząstki i podłoża oraz przemieszczenie w kierunku z dla dolnej czołowej powierzchni walcowego podłoża. przyjęto temperaturę cząstki równą temperaturze podłoża, czyli temperaturze otoczenia tp = ts = to, a uderzająca cząstka ma nadaną prędkość początkową vp. rys. 1. próbka (a) oraz mikrostruktura powłoki ti, naniesionej na podłoże al2o3 metodą detonacyjną (b) fig. 1. pictures of ti coating microstructure deposited onto al2o3 substrate by the d-gun method a) b) w procesie natryskiwania wykorzystano czysty proszek tytanu o wielkości ziarna 30÷50 µm oraz podłoże z ceramiki al2o3 w postaci płytek o wymiarach 30x20 mm i grubości 0,65 mm. natryskiwanie wykonano z częstotliwością 4 hz, z użyciem mieszanki c2h2+o2, przy odległości działa od podłoża 160 mm oraz przy orientacyjnej prędkości cząstek w granicach 600÷700 m/s. uzyskano powłoki zwarte i dobrze przylegające do podłoża o grubości 0,04÷0,35 mm. przedstawione w pracy modelowanie numeryczne uderzenia cząstki ti w podłoże al2o3 odnosi się do powłok otrzymywanych metodą detonacyjną. rys. 2. osiowosymetryczny model geometryczny do symulacji numerycznej uderzenia cząstki w podłoże fig. 2. the axisymmetric model used for numerical simulations of the single particle impingement into the substrate material 43przegląd spawalnictwa 6/2014 do symulacji numerycznych uderzenia wykorzystano specjalistyczny program ansys-autodyn, a analizę potraktowano jako dynamiczną typu explicit, z kontaktem między stykającymi się powierzchniami, z termiczno-mechanicznym sprzężeniem efektów. mechanizm przepływu ciepła zawiera w modelowaniu przewodzenie cząstki i podłoża oraz przewodzenie przez powierzchnię kontaktu. w symulacji numerycznej korzysta się z zasad zachowania: masy, pędu i energii. obliczenia przeprowadzane są przy założeniu procesu adiabatycznego. należy zaznaczyć, że w analizie explicit wymagany jest stabilny przyrost czasu w kolejnych iteracjach [9÷11]. ∆t = le cd gdzie: le – wymiar najmniejszego elementu w siatce mes, cd – prędkość rozchodzenia się fali w materiale. prędkość rozchodzenia się fali w materiale o module sprężystości e i gęstości ρ wynosi: cd=√e ρ takie wymagania powodują, że w obliczeniach, w kolejnych iteracjach konieczny jest bardzo mały przyrost czasu, co znacznie wydłuża czas obliczeń. w rozważanych procesach uderzeniu pojedynczej cząstki towarzyszą duże deformacje i duża prędkość odkształcenia cząstki lub podłoża (w zależności od przyjętych rodzajów par łączonych materiałów). dla materiałów metalicznych przyjęto plastyczny model materiału zdefiniowany przez johnsona-cooka [12]. model materiału johnsona-cooka uzależnia zredukowane plastyczne naprężenie (wg hipotezy hubera) jako funkcję zredukowanego plastycznego odkształcenia, bezwymiarowej prędkości plastycznego płynięcia εp oraz temperatury homologowanej th. równanie konstytutywne dla tego modelu przedstawia się następująco: σy = [ a + bεn ] [ 1 + c∙ln ( εp ) ] [ 1 – ( th )m ] p ε0 gdzie: σy – dynamiczna granica plastyczności, a – statyczna granica plastyczności, b – moduł umocnienia, εp – zredukowane odkształcenie plastyczne, n – wykładnik umocnienia, εp/ε0 – normalizowania efektywna prędkość odkształcenia plastycznego, c – współczynnik prędkości odkształcenia, th – temperatura homologowana, m – wykładnik temperatury. do opisu właściwości materiałów kruchych, takich jak ceramika, przyjęto model johnsona-holmquista. model oparty jest na zestawie dwóch krzywych naprężeń uplastyczniających pod wpływem ciśnienia. pierwsza krzywa charakteryzuje nienaruszony materiał, podczas gdy druga odpowiada za stan materiału uszkodzonego. wytrzymałość kruchego materiału jest opisana jako płynne przejście zmiennych funkcji w stanie nieodkształconym, wytrzymałości na zniszczenia (pęknięcia), szybkości odkształcania oraz uszkodzenia przez bezwymiarową wielomianową funkcję [13]. określenie właściwości materiałów zawartych w drugim członie równania (3) wymaga przeprowadzenia odpowiednich eksperymentów w warunkach dynamicznych. testy te są bardzo kosztowne i wymagają specjalistycznej aparatury pomiarowej. dlatego dla materiałów zastosowanych w symulacji przyjęto właściwości z bazy materiałowej zamieszczonej w programie autodyn. rozwiązanie zagadnienia uderzenia z zadaną prędkością pojedynczej cząstki w podłoże będzie podstawą do określenia wstępnej fazy procesu nakładania warstw oraz pozwoli na lepsze zrozumienie mechanizmu tworzenia połączenia. uzyskane z rozwiązania tego zagadnienia wielkości: rozkład temperatury spowodowany zamianą energii kinetycznej na energię odkształcenia plastycznego i jej zamianę w energię cieplną, rozkład przemieszczeń w podłożu, deformacje podłoża i cząstki (wielkość jej spłaszczenia) posłużą do przyjęcia wstępnych założeń do przeprowadzenia drugiej fazy symulacji procesu nakładania powłok jako pojedynczych warstewek przyrastających w czasie. założenia do modelu układ geometryczny modelu natryskiwania przedstawiono na rysunku 3. siatka elementów skończonych wykonana została w formie regularnej, z zagęszczeniem w spodziewanym miejscu kontaktu. w obszarze 100x50 μm wielkość elementu wynosi 0,5x0,5 μm, poza tą strefą elementy stopniowo się zwiększają. w celu zebrania szczegółowej historii układu wyznaczono węzły pomiarowe (30 punktów). modelowanie wykonano dla cząstki tytanowej o średnicy d = 40 μm, która uderza w podłoże z ceramiki al2o3 oraz w podłoże metalowe (żelazo armco) wymiarach 400x650 μm. wobec braku znajomości temperatury cząstki w momencie uderzenia w podłoże przyjęto, że ma ona temperaturę 300 k, co oznacza, że ciepło powstające w momencie uderzenia cząstki w podłoże pochodzi w całości z przekształcenia energii kinetycznej uderzającej w podłoże cząstki. w badaniach porównano wyniki modelowania dla dwóch prędkości cząstki ti: 500 m/s oraz 800 m/s. (1) (2) (3) rys. 3. model geometryczny z siatką elementów skończonych oraz z naniesionymi punktami pomiarowymi fig. 3. the geometric finite element model with measuring points marked • • •• 44 przegląd spawalnictwa 6/2014 wyniki modelowania deformacja cząstki w wyniku przeprowadzonych obliczeń numerycznych otrzymano rozkłady pola temperatury, naprężeń oraz deformacji cząstki w kolejnych czasach od momentu jej uderzenia w podłoże metalowe oraz ceramiczne. z uwagi na bardzo dynamiczny charakter zmian, jakie powstawały od chwili uderzenia cząstki w podłoże, wszelkie wyznaczone przebiegi charakteryzowały się dużą zmiennością w bardzo krótkim czasie rzędu ns od chwili kontaktu cząstki z podłożem. na rysunku 4 przedstawiono obraz deformacji cząstki ti tuż po uderzeniu jej w podłoże ceramiczne po czasie 10 ns oraz po 60 ns od momentu uderzenia. na przedstawionych rysunkach widoczne jest niewielkie spłaszczenie cząstki ti oraz linie wskazujące miejsce powstających w podłożu ceramicznym pęknięć wywołanych przekroczeniem naprężeń dopuszczalnych w ceramice. w przypadku zastosowania podłoża miękkiego w postaci żelaza armco deformacja cząstki rys. 4. deformacja cząstki ti po: a) 10 ns oraz b) 60 ns od chwili jej uderzenia w podłoże al2o3 fig. 4. the deformation of ti particle after: a) 10 ns, b) 60 ns from the impact into the al2o3 substrate a) b) ti przedstawiona jest na rysunku 5 – ti dla czasów 10 ns oraz 60 ns od momentu uderzenia w podłoże. na rysunku 5 widać, że odkształcenia plastyczne podłoża metalowego obejmuje cały obszar wokół cząstki, zarówno w kierunku poziomym, jak i w głąb materiału. ponadto, porównując deformację cząstki ti na podłożu ceramicznym (rys. 4) oraz na podłożu metalowym (rys. 5), można zauważyć mniejszą deformację występującą przy podłożu metalowym, w którym dość łatwo powstają odkształcenia plastyczne. rozkłady temperatury w wyniki uderzenia cząstki w podłoże następuje zamiana energii kinetycznej na ciepło, które nagrzewa zarówno cząstkę, jak i podłoże do określonej temperatury w bardzo krótkim czasie, po czym temperatura zaczyna wyrównywać się na skutek przewodzenia ciepła w materiale. na rysunku 6 przedstawiono pole temperatury w układzie cząstka-podłoże wyznaczone dla czasu 10 oraz 60 ns od chwili uderzenia w podłoże. rys. 5. deformacja cząstki ti po: a) 10 ns oraz b) 60 ns od chwili jej uderzenia w podłoże metalowe (armco) fig. 5. the deformation of ti particle after: a) 10 ns, b) 60 ns from the impact into the armco substrate rys. 6. pole temperatury wyznaczone w cząstce ti oraz podłożu al2o3 po: a) 10 ns oraz b) 60 ns od chwili uderzenia fig. 6. the temperature field calculated in ti particle and in al2o3 substrate after: a) 10 ns and b) 60 ns from the impact a) b) a) b) 45przegląd spawalnictwa 6/2014 widoczny jest wzrost temperatury głównie w obszarze kontaktu cząstki z podłożem do temperatury 628 °c (punkt 5) w przypadku prędkości cząstki 500 m/s oraz 1015 °c (punkt 5) dla prędkości uderzenia 800 m/s. w przypadku podłoża z żelaza armco wyznaczone rozkłady temperatury były podobne jakościowo do tych z podłożem ceramicznym, natomiast maksymalne wartości temperatury na granicy kontaktu osiągały wartości odpowiednio 358 °c (punkt 6) oraz 386 °c (punkt 4). na wykresie zmiany temperatury cząstki w funkcji czasu (rys. 7) widoczny jest w przypadku podłoża armco bardzo szybki przyrost temperatury w czasie pierwszych 20÷30 ns, po upływie których temperatura zarówno w środku cząstki ti, jak i w punkcie kontaktu z podłożem ulega stabilizacji. dla podłoża ceramicznego obserwuje się niemal liniowy wzrost temperatury do wartości maksymalnej po czasie ok. 35÷60 ns od chwili uderzenia w podłoże. z uzyskanych wyników można wyciągnąć wniosek, że występuje wzrost temperatury od momentu styku cząstki ti z materiałem podłoża aż do ustabilizowania się deformacji cząstki, po czym następuje powolny spadek temperatury. cząstka ti na podłożu al2o3 osiągnęła znacząco wyższą maksymalną temperaturę niż rys. 7. czasowy rozkład temperatury w środku cząstki ti oraz w punkcie kontaktu z podłożem armco (a) oraz al2o3 (b) wyznaczony dla prędkości 500 oraz 800 m/s fig. 7. the temperature time history for ti particle in center and contact point with the metal (a) and ceramic (b) substrate calculated for 500 and 800 m/s particle speed na podłożu armco, przy czym wzrost ten następował w dłuższym czasie od chwili uderzenia w podłoże. w przypadku analizowanego podłoża zarówno dla ceramiki al2o3, jak i dla żelaza armco maksymalne temperatury, do jakich podłoże ulegało nagrzewaniu, nie przekraczały w al2o3 230 °c w odległości 5 µm od powierzchni oraz 60 °c w odległości 20 µm od powierzchni podłoża przy prędkości uderzenia 800 m/s. przy prędkości uderzenia 500 m/s wartości te nie przekraczały temperatury na poziomie 30 °c. rozkłady naprężeń ze względu na złożony stan naprężeń analizowano rozkład naprężeń zredukowanych σred wg hipotezy hubera. przykładowe czasowe rozkłady naprężenia dla modelu z cząstką ti uderzającą w podłoże metalowe (armco) z prędkością 500 m/s pokazano na rysunku 8. uderzenie padającej z wysoką prędkością cząstki ti w podłoże generuje chwilowe wysokie wartości naprężeń. osiągają one w bardzo krótkim czasie, rzędu kilku ns od uderzenia, wartości dochodzące do 1,1÷1,2 gpa w punkcie kontaktu zarówno dla podłoża metalowego, jak i ceramicznego (rys. 9). rys. 8. rozkład naprężenia zredukowanego w cząstce ti uderzającej z prędkością 500 m/s w podłoże metalowe: a) 20 ns, b) 40 ns, c) 50 ns od chwili uderzenia fig. 8. the reduced stress distribution in ti particle impacting at 500 m/s speed into the metal substrate after: a) 20 ns, b) 40 ns, c) 50 ns from the impingement a) b) c) a) b) 46 przegląd spawalnictwa 6/2014 w przypadku podłoża ceramicznego, które wykazuje cechy materiału sprężystego bez odkształceń trwałych, praktycznie nie zanotowano znaczącej różnicy w wielkościach oraz rozkładzie czasowym naprężenia przy dwóch różnych prędkościach uderzenia cząstki: 500 i 800 m/s. w przypadku miękkiego podłoża (armco) te różnice są już widoczne. większa prędkość uderzenia cząstki ti w podłoże metalowe generuje znacząco niższe (750÷800 mpa) wartości naprężenia w punkcie kontaktu w stosunku do prędkości 500 m/s (ok. 1100 mpa). wynika to prawdopodobnie z faktu, że wzrost prędkości uderzenia cząstki prowadzi do większego odkształcenia plastycznego zarówno cząstki, jak i podłoża, co sprzyja redystrybucji powstających naprężeń. poziom naprężenia maksymalnego utrzymuje się przez ok. 5÷10 ns dla układu z podłożem ceramicznym, po czym powoli, niemal liniowo obniża się przez kolejne 30÷40 ns. w przypadku podłoża metalowego wartość maksymalna naprężenia utrzymuje się stosunkowo długo na stałym poziomie przez kolejne 20 ns, po czym gwałtownie spada w ciągu następnych 5÷10 ns. z pewnością mają na to wpływ występujące znaczne deformacje plastyczne podłoża oraz jego szybsze odprowadzanie ciepła. w stosunku do materiału podłoża naprężenia mają różny przebieg czasowy dla podłoża ceramicznego oraz metalowego (rys. 10). jak widać z wykresów, naprężenie w podłożu ceramicznym w pierwszej chwili uderzenia osiąga bardzo wysokie wartości dochodzące do 3,5 gpa, które po chwili spada niemal o połowę. dalej naprężenie spada znacznie wolniej i po ok. 40 ns osiąga wartość rys. 9. rozkłady naprężeń w funkcji czasu dla cząstki ti po uderzeniu w podłoże ceramiczne (a) oraz metalowe (b) z dwoma różnymi prędkościami uderzenia fig. 9. the stress time history in the ti particle after the impact into ceramic (a) and metal (b) substrates calculated at the two different impact speeds ok. 500 mpa. im dalej od powierzchni styku, tym naprężenie w podłożu ma niższe wartości (p. 18 na rys. 10). w przypadku podłoża al2o3 wzrost prędkości uderzenia z 500 do 800 m/s prowadzi do wzrostu naprężenia w podłożu o ok. 40% w odległości 5 µm od powierzchni podłoża. w przypadku podłoża metalicznego (armco) nie obserwuje się wysokiego wahnięcia naprężenia w podłożu w początkowej chwili uderzenia. naprężenie narasta bardzo szybko do wartości ok. 700 mpa (p. 15, prędkość 500 m/s), po czym stabilizuje się w kolejnych 30 ns i dalej widoczny jest ponowny skok naprężenia do ok. 1100 mpa (p. 15) w ciągu 10 ns. podobny przebieg widoczny jest dla prędkości wyższej – 800 m/s, gdzie wyraźnie dostrzec można występowanie oscylacji naprężeń po ok. 40 ns od uderzenia. zmiany naprężeń w czasie charakteryzują się generalnie złożonym przebiegiem w pierwszych 60 ns od uderzenia, dopiero później następuje wyraźne obniżenie oraz pewna stabilizacji poziomu naprężenia. taki charakter zmian prawdopodobnie wynika z powstających odkształceń plastycznych zarówno cząstki ti, jak i podłoża metalowego w strefie kontaktu. z rozkładów naprężenia na rysunku 8 widać, że ich koncentracja występuje nie tylko w płaszczyźnie osi pionowej cząstki, ale również w pewnej odległości od niej (15 µm), gdy cząstka ti większą powierzchnią zagłębia się w plastyczny materiał podłoża. wielkości naprężenia w tych miejscach osiągają bardzo wysokie chwilowe wartości, które oprócz deformacji plastycznej cząstki i podłoża mogą prowadzić do lokalnego rozdzielenia materiału. rys. 10. rozkłady czasowe naprężenia w podłożu ceramicznym (a) oraz metalowym (b) dla dwóch różnych prędkości uderzenia fig. 10. the stress time history in the ceramic (a) and metal (b) substrates calculated for the two different particle impact speeds a) b) a) b) 47przegląd spawalnictwa 6/2014 podsumowanie w pracy przedstawiono wybrane wyniki modelowania związanego z dynamicznym uderzeniem cząstki ti w podłoże metalowe (armco) oraz ceramiczne (al2o3) reprezentującego fragment procesu natryskiwania termicznego metodą detonacyjną. zbudowano model numeryczny pojedynczej cząstki padającej na analizowane podłoża z dwoma różnymi prędkościami: 500 oraz 800 m/s. przeprowadzone obliczenia numeryczne pozwoliły zobrazować i porównać wyniki rozkładu temperatury, naprężeń oraz deformacji badanych materiałów w początkowym czasie od chwili uderzenia cząstki w podłoże, który obejmować może pierwsze 60 ns. otrzymane wyniki wskazują, że zjawiska występujące na granicy cząstka-podłoże mają charakter bardzo dynamiczny, któremu towarzyszą gwałtowne zmiany temperatury oraz naprężeń w bardzo krótkim czasie rzędu ns. wyraźnie widoczna jest różnica pomiędzy podłożem ceramicznym – charakteryzującym się praktycznie czysto sprężystym zachowaniem materiału, oraz podłożem metalowym, miękkim i plastycznym. znacznie niższa przewodność cieplna ceramiki wpływa na nagrzewanie się cząstki ti do znacznie wyższej temperatury w stosunku do układu z podłożem metalowym. pomimo tego wartości naprężeń, jakie powstają w płaszczyźnie pionowej osi cząstki w punkcie kontaktu, nie różnią się znacząco dla obydwu analizowanych podłoży. widoczne deformacje cząstki w kolejnych czasach od momentu uderzenia w podłoże pokazują, że w niektórych miejscach podłoża ceramicznego pojawiać się mogą mikropęknięcia, co wpływać może na uwolnienie części naprężeń. w przypadku podłoża metalowego cząstka ti penetruje w podłoże, wywołując deformacje oraz odkształcenie plastyczne zarówno cząstki, jak i podłoża. w miarę zagłębiania się cząstki ti w podłoże metalowe wzajemna powierzchnia kontaktu obu materiałów zwiększa się, co z kolei przekłada się na przeniesienie koncentracji naprężeń z obszaru osi cząstki na jej obrzeże i wywołuję powstanie wysokich naprężeń rozciągających. podobnej zależności nie obserwuje się w przypadku podłoża ceramicznego, przy którym cząstka ti nie zagłębia się znacząco w podłoże i nie ma tak dużej powierzchni styku jak przy podłożu metalowym. wpływ prędkości uderzenia cząstki nie jest jednakowy w przypadku podłoża ceramicznego oraz metalowego. wzrost prędkości uderzenia cząstki z 500 do 800 m/s prowadzi do osiągnięcia nieznacznie wyższej temperatury cząstki o ok. 20% w przypadku podłoża ceramicznego oraz o ok. 30% dla podłoża metalowego. większe różnice obserwuje się w rozkładzie naprężeń zredukowanych. zmiana naprężenia w układzie cząstka-podłoże od momentu uderzenia ma charakter dynamiczny, objawiający się szybkim wzrostem naprężeń w osi pionowej cząstki w punkcie kontaktu, a następnie stabilizacją i łagodnym spadkiem tego naprężenia w czasie ok. 25÷30 ns. w przypadku podłoża ceramicznego wzrost prędkości uderzenia bardzo nieznacznie wpływa na wielkość powstających naprężeń. dla podłoża metalowego widoczny jest wyraźny spadek wielkości naprężenia ze wzrostem prędkości uderzenia, co należałoby tłumaczyć zwiększonym obszarem deformacji i odkształceń plastycznych powstających w cząstce tytanowej oraz w miękkim podłożu. widoczny jest także dość złożony przebieg naprężenia w podłożu metalowym, gdzie po początkowej stabilizacji następuje dalszy chwilowy wzrost naprężeń. z pewnością ma na to wpływ odkształcenie bocznych zewnętrznych powierzchni cząstki ti, które zagłębiają się coraz bardziej w podłoże, efektem czego jest rejestrowany znaczący wzrost naprężenia w tych obszarach w późniejszej fazie (po ok. 20 ns od uderzenia) mechanicznego zakleszczania cząstki w metalowym podłożu. przedstawiony model obliczeniowy zawiera wiele uproszczeń, jak choćby to, że dotyczy uderzenia pojedynczej cząstki bez uwzględnienia, że w procesie natryskiwania występują jednoczesne uderzenia wielu cząstek, pod różnymi kątami, wzajemnie na siebie zachodzące tworzące tzw. lamele i z których powstaje powłoka. niemniej, przedstawione wyniki modelowania dla pojedynczej cząstki wskazują na złożoność charakteru formowania się powłoki w procesie natryskiwania termicznego, a otrzymane wyniki pokazują dynamiczne zmiany temperatury, naprężenia oraz deformacji materiałów zachodzące w bardzo krótkim czasie od kontaktu cząstki z podłożem. literatura [1] gan z., ng h. w.: deposition-induced residual stress in plasmasprayed coatings, surf. and coat. technol. 187 (2004), s. 307-319. [2] wenzelburger m., escribano m., gadow r.: modeling of thermally sprayed coatings on light metal substrates: – layer growth and residual stress formation. surface and coatings technology 180-181 (2004), 429-435. [3] li m., christofides p.: multi-scale modelling and analysis of an industrial hvof thermal spray process, chem. eng. sci. 60 (2005), s. 3649-3669. [4] pawłowski l.: the science and engineering of thermal spray coatings. john wiley & sons, ltd, 2008. [5] kesler o., matejicek j. sampath s., suresh s. et. al: measurement of residual stress in plasma-sprayed metallic, ceramic and composite coatings. materials science and engineering a257 (1998) s. 215-224. [6] davis j.r.: handbook of thermal spray technology, asm international, 2004. [7] babul t.: zjawiska fizyczne w procesie natryskiwania detonacyjnego powłok. instytut mechaniki precyzyjnej, warszawa 2006. [8] li m., christofides p.: multi-scale modelling and analysis of an industrial hvof thermal spray process, chem. eng. sci., 2005, 60,3649-3669. [9] ansys autodyn theory manual. electronic document library. [10] kuroda s, kawakita j., watanabe m., katanoda h., warm spraying – a novel coating process based on high velocity impact of solid particles, sci. technol. adv. mater. 9, 2008. [11] basnal p., shipway p. h., leen s. b.: effect of particle impact on residual stress development in hvof sprayed coatings, sci. technol. adv. mater. 9 (2008), 033002. [12] zukas j.a.: high velocity impact dynamics. 1990, john wiley & sons, inc. [13] johnson g. r. and holmquist t. j.: 1992, a computational constitutive model for brittle materials subjected to large strains, shock-wave and high strain-rate phenomena in materials, ed. m. a. meyers, l. e. murr and k. p. staudhammer, marcel dekker inc., new york, s. 1075-1081. praca finansowana z projektu narodowego centrum nauki nr n n519 652840. nr 5 2015 www.pdf 123przegląd spawalnictwa vol. 87  5/2015 wpływ mechanizacji spawania złączy rurowych metodą fcaw (136) na właściwości procesu influence of mechanization on the properties of the pipelines 136 welding process inż. konrad wojnarowski – jt sp. z o.o. warszawa; dr hab. inż. tomasz chmielewski, prof. pw; dr hab. inż. dariusz golański, prof. pw – politechnika warszawska, dr inż. marek węglowski – akademia spawania. autor korespondencyjny/corresponding author: t.chmielewski@wip.pw.edu.pl streszczenie w artykule porównano warunki oraz efekty ręcznego i automatycznego spawania złączy doczołowych na rurociągach przesyłowych z użyciem metody 136, to jest spawania w osłonie gazu aktywnego drutem proszkowym z rdzeniem topnikowym. artykuł jest efektem wieloletniej współpracy firmy jt sp. z o.o. z warszawy, która zajmuję się budownictwem gazociągów oraz instalacji gazowych z zakładem inżynierii spajania politechniki warszawskiej. w artykule zaprezentowano i przedyskutowano rezultaty wykonywania wypełnienia oraz lica spoin czołowych rur na przykładzie grupy liniowej spawaczy pracującej przy realizacji gazociągu wysokiego ciśnienia. porównania dokonano w kontekście warunków i parametrów spawania oraz czasu wykonywania spoin. słowa kluczowe: fcaw, spawanie ręczne i automatyczne, wydajność spawania abstract the article compares the conditions and the obtained effects of manual and automatic welding of butt joints on transmission pipelines using the method 136 in gasshielded with flux cored wire (flux cored arc welding). the article is a effect of many years of collaboration between jt sp. z o. o. from warsaw (which builds gas pipelines and other gas installations) with the department of welding engineering of warsaw university of technology. the article presented and discussed the results of the experience of filling of throat of weld and welding of face of weld on the example of the linear group working on the implementation of high-pressure pipeline. the comparison was made in the context of terms and welding parameters and manufacture time of the welds. keywords: fcaw, manual and automatic welding, efficiency of welding inwestycje w systemie przesyłowym gazu pod koniec 2013 roku gaz system, czyli jeden z największych inwestorów na rynku polskich rurociągów, przedstawił ,,plan rozwoju w zakresie zaspokojenia obecnego zapotrzebowania na paliwa gazowe na lata 2014-2023”, w którym umieszczono plany inwestycyjne w polsce na kolejne lata. gaz system jest odpowiedzialny za transport paliw gazowych siecią przesyłową na terenie całego kraju, w celu ich dostarczenia do sieci dystrybucyjnych oraz do odbiorców końcowych podłączonych do systemu przesyłowego. w poniższej tabeli przedstawiony jest wykaz najważniejszych inwestycji, których przewidywany termin realizacji to rok 2018. wykonanie tak szeroko zakrojonych inwestycji w tak krótkim czasie, jest wyzwaniem dla polskich podmiotów gospodarczych budujących gazociągi. opisana sytuacja stwarza sposobność do znaczącego wzmocnienia pozycji rynkowej firmy jt sp. z o.o. jednym z najważniejszych wymogów przy przystąpieniu do przetargów na inwestycje z tablicy i jest mechanizacja i automatyzacja procesu spawalniczego. zmechanizowane spawanie złączy rurowych metodą fcaw (136) mechanizując zaawansowane procesy spawalnicze w wytwarzaniu rurociągów, można warunkowo osiągnąć niską wadliwości złączy na poziomie 5%, jak i wysoką wydajność, która nie jest osiągalna podczas stosowania spawania ręcznego. w większości przypadków wytwarzanie rurociągów w polsce bazuje nadal na ręcznym spawaniu metodami 111, 141, 135 oraz 136 [1÷6]. zmiana spawania ręcznego na zmechanizowane niesie za sobą duże inwestycje związane z zakupem urządzeń spawalniczych [7] oraz przygotowaniem personelu do wymogów mechanizacji procesu spawalniczego. pozornie w automatyzacji dominujące jest znaczenie urządzeń, jednak bardzo istotną kwestią jest zmiana mentalności i sposobu pracy operatorów/spawaczy jak i osób nadzorujących. spawanie w osłonie gazu aktywnego drutem proszkowym z rdzeniem topnikowym ze względu na stosunkowo wysoką wydajność stapiania jest coraz częściej stosowane do wytwarzania złączy w konstrukcjach wielkogabarytowych oraz często kojarzone jest z mechanizacją. konrad wojnarowski, tomasz chmielewski, dariusz golański, marek węglowski 124przegląd spawalnictwa vol. 87 5/2015 inwestycje w perspektywie 2018r. średnica rury [mm] długość rurociągu [km] polkowice-żary 300 63,7 lasów-jeleniów 700 17,5 gałów-kiełczów 500 41,7 czeszów-wierzchowice 1000 14 czeszów-kiełczów 1000 33 zdzieszowice-wrocław 1000 130 zdzieszowice-kędzierzyn 1000 19 polska-czechy 1000 60 tworóg-kędzierzyn 1000 47 tworzeń-tworóg 1000 56 lwówek-odolanów 1000 179 hermanowice-strachociny 700 72 mory-piotrków trybunalski 400 6 rembelszczyzna-mory 700 28 wronów-kozienice 500 30 tablica i. zestawienie najważniejszych inwestycji w gazowym systemie przesyłowym w polsce w perspektywie 2018 roku table i. the summary of the most important gas investments in the transmission system in poland up to the 2018 year w odróżnieniu od metody 135 materiał dodatkowy ze względu na rdzeń w formie proszku topi się szybciej, a dodatkowo tworzy żużel ochraniający jeziorko ciekłego metalu, wprowadzając dodatki stopowe do jeziorka oraz zmniejszając szkodliwy wpływ atmosfery powietrza. po ostygnięciu na powierzchni jeziorka tworzy się żużel, który chroni krystalizujący metal spoiny przed wpływem otoczenia i szybkim stygnięciem. po wystygnięciu spoiny należy usunąć żużel. korzyści wynikające z mechanizacji procesów wytwarzania [8,9]: — dążenie do humanizacji procesu, — stałe podnoszenie jakości pracy, — poprawa efektywności procesów spawalniczych, — wzrost wydajności na stanowiskach spawalniczych, — wyższy współczynnik wykorzystania urządzeń produkcyjnych, — wyższa jakość produkcji, — rytmiczność produkcji, — możliwość optymalizacji parametrów spawania, — możliwość zatrudnienia pracowników po krótkim kursie szkolenia zawodowego, — zmniejszenie liczby wybraków, — możliwość ograniczenia kosztownych i czasochłonnych procesów kontroli jakości, — możliwość zwiększenia czasu jarzenia łuku nawet do 80% (podczas spawania ręcznego w warunkach podanych porównaniu w niniejszym artykule osiągane jest zaledwie 20%). na rysunku 1 zaprezentowano mechanizację procesu 136 podczas spawania połączeń rurowych, których warunki spawania analizowano w niniejszym artykule. na rysunku 2 pokazano grupę liniową, tzw. czołówkę, zorganizowaną grupę spawalniczą wykonującą spoiny czołowe w połączeniach rurowych. grupa liniowa wykonuje sekcje składające się z kilku do kilkuset metrowych odcinków rur. długość sekcji jest zależna od łuków oraz kolizji występujących na trasie gazociągu. w trakcie budowy gazociągów ok. 80% spoin wykonywanych jest przez grupę liniową. pozostałe 20% wykonywane są przez grupy montażowe, które łączą sekcje wykonane przez grupę liniową poprzez wykonywanie spoin w wykopie. typowa czołówka spawalnicza składa się z dźwigu bocznego, który ma za zadanie dokładać kolejne rury i pomaga przy ustawianiu rur podczas montażu z zastosowaniem centrownika wewnętrznego lub zewnętrznego który umożliwia precyzyjne wzajemne ustalanie elementów złącza. ostatnim elementem systemu jest widoczna na rysunku 2. spawalnica wraz z hds oraz namiotem spawalniczym. na spawalnicy umieszczany jest agregat prądotwórczy wraz ze źródłami spawalniczymi oraz gazy do podgrzewania płomieniowego i gazy ochronne. hds umieszczony na spawalnicy służy do ustawiania namiotu spawalniczego w miejscu wykonywania złącza spawanego. w namiocie spawalniczym wykonywane jest złącze spawane, znajduje się w nim oświetlenie oraz systemy wentylacyjne. namiot spawalniczy służy przede wszystkim do ochronny przed negatywnym oddziaływaniem warunków atmosferycznych. rys. 1. mechanizacja spawania rurociągu metodą fcaw (136) fig. 1. mechanization of pipeline welding with fcaw method (136) rys. 2. zdjęcie grupy liniowej fig. 2. picture of linear group warunki technologiczne spawania w porównywaniu warunków i rezultatów spawania ręcznego i zmechanizowanego, uwzględniono w analizie tylko wypełnienie i lico przedmiotowych spoin czołowych, aby wyniki porównania uznać za miarodajne w obu przypadkach zagwarantowano takie same warunki w kwestii geometrii przygotowania brzegów rur do spawania (ukosowania). do spawania przetopów w obu wariantach zaangażowano innowacyjną odmianę metody mag speedroot, opisywaną wcześniej przez autorów w literaturze [2], speedroot jest to innowacyjna niskoenergetyczna odmiana metody spawania mag dedykowana do spawania ściegu 125przegląd spawalnictwa vol. 87  5/2015 graniowego spoin czołowych wykonywanych w pozycji pj (z góry do dołu), wprowadzona przez firmę rywal-rhc na polski rynek na początku roku 2011. główną zaletą jaka wyróżnia speedroot spośród konkurencji, jest jej program sterujący oraz specjalnie zaprojektowana funkcja synergiczna. należy również wspomnieć, że firma jt sp. z o.o. była jedyną w polsce, a może i na świecie, którą wykonała tą metodą ścieg graniowy na połączeniach rurowych, uzyskała również uznanie tej technologii w urzędzie dozoru technicznego. poniżej przedstawiono rysunku 3 geometrii krawędzi rur przygotowanych do spawania ściegu graniowego. rys. 3. rysunek przygotowanie brzegów fig. 3. drawing of edge preparation zastosowane w porównaniu techniki spawania metodą 136 zastosowano technikę spawania ręcznego metodą 136 realizowaną „z dołu do góry” łukiem krótkim, ściegami zakosowymi, gwarantując prawidłowe wypełnienie rowka oraz łatwe wypływanie żużla na powierzchnię. po ostygnięciu należy usunąć powstały żużel. spawanie ręczne najczęściej można spotkać w firmach wykonujących produkcje jednostkową, małoseryjną oraz przy pracach montażowych i remontowych. wcześniej wspomniano o umiejętnościach spawacza oraz ich wpływie na jakości połączeń spawanych, nie bez znaczenie pozostaje źródło energii. na rynku urządzeń spawalniczych, występuje duża liczba urządzeń umożliwiających wykonywanie złącza spawanego metodą 136. spawanie zmechanizowane oznacza zastępowanie pracy ręcznej spawacza przy wykonywaniu złącza spawanego. do najczęściej mechanizowanych metoda spawalniczych należą metody 135, 136, 131 oraz 121. mimo że prace wykonuje maszyna to cała odpowiedzialności za jakości wykonanego złączą nadal spoczywa na człowieku, który ustawia parametry spawania oraz kontroluje proces za pośrednictwem panelu sterowniczego. w warunkach opisanego porównania technika spawania zmechanizowanego była taka sama, jak technika spawania ręcznego. zastosowane materiały podczas porównywania wszystkie złącza wykonywane były na rurze ze stali l485mb. l485mb (wg en 10208-2) bądź x70 (wg api 5l), jest to stal na rury przewodowe po obróbce termomechanicznej. właściwości materiału podstawowego przedstawiono w tablicach ii i iii. podczas porównywania wszystkie złącza wykonane zostały drutem elektrodowym proszkowym pipeweld 91t-1 (właściwości w tabl. iv i v) z rdzeniem topnikowym rutylowym. można go stosować do stali o minimalnej granicy plastyczności do 540 mpa. oznaczenie stali zawartość pierwiastków [%] max. cevc si mn p s v nb ti inne l485mb 0,16 0,45 1,7 0,025 0,020 0,10 0,06 0,06 v + nb + ti <0,15% 0,43 symbol stali granica plastyczności rt 0,5, [n/mm 2] wytrzymałość rm, [n/mm 2] wydłużenie amin, [%] l485mb 485-605 507 18 tablica ii. skład chemiczny stali l485mb table ii. chemical composition of l485mb steel tablica iii. właściwości mechaniczne stali l485mb table iii. mechanical properties of l484mb nazwa producent zawartość pierwiastków c si mn mo ni cr cu p s v al ti + zr pipeweld 91t-1 esab 0,04 0,36 1,17 0,17 0,88 0,03 0,01 0,01 0,02 tablica iv. skład chemiczny drutu elektrodowego pipeweld 91t-1 table iv. chemical composition of filler metal pipeweld 91t-1 nazwa granica plastyczności [mpa] wytrzymałość na rozciąganie [mpa] wydłużenie [%] próba wytrzymałości w temperaturze -40 °c pipeweld 91t-1 604 670 25 95j tablica v. właściwości mechaniczne drutu pipeweld 91t-1 table v. mechanical properties of filler metala pipeweld 91t-1 126przegląd spawalnictwa vol. 87 5/2015 warunki porównania spawania ręcznego z zmechanizowanym porównano warunki i rezultaty spawania dwóch grup spawalniczych, przy czym jedna wykonuje złącza spawane ręcznie druga zaś w sposób zmechanizowany. obie grupy wykonały 1000 spoin na rurze ø711x11,0 mm ze stali l485mb, z wcześniej przygotowanym przetopem. specyfika wykonywania złączy spawanych na połączeniach rurowych wymaga spawania w duecie, czyli jednocześnie wykonywany jest ten sam ścieg z obu stron rury. podczas spawania korzystano z gazu m21 przy natężeniu przepływu 15÷20 l/min. temperatura podgrzewania wstępnego 100 ºc, temperatura międzyściegowa 150 ºc. obie grupy wykonywały dwie warstwy wypełnienia oraz jedną warstwę lica. na rysunku 4 przedstawiono schemat ułożenie poszczególnych ściegów. rys. 4. schemat kolejności wykonywania poszczególnych ściegów fig. 4. scheme of the order of execution of the various beads w przypadku organizacji pracy na czołówce spawalniczej kierowano się zasadą – grupy robocze wszystkich namiotów muszą być równomiernie obciążone. w namiocie pierwszym wykonuje się ścieg 1, w drugim ścieg 2, zaś w trzecim wykonuje się ścieg 3 i 4. przy tym podziale pracy zostało zagwarantowane równomierne obciążenie pracą. podczas wykonywania złączy spawanych monitorowane były parametry spawania (tabl. vi), jak i czas spawania oraz czas czynności pomocniczych. w trakcie wykonywania złączy spawanych mierzony był czas spawania jak i czas czynności pomocniczych związanych z pracą grupy „ręcznej” i „zmechanizowanej”. zaproponowany system pracy na czołówce spawalniczej, która bierze udział w porównaniu jest najskuteczniejszym sposobem podczas wykonywania złączy spawanych w budowie rurociągów czy gazociągów. w tym systemie każdy grupa w poszczególnym namiocie ma do wykonania swoją część cyklu pracy. przez to uzyskiwana jest ciągłość pracy całej grupy spawalniczej. aby w pełni przedstawić różnicę miedzy spawaniem ręcznym i zmechanizowanym, przeanalizowano i porównano warunki realizacji 1000 spoin na rurze dn700x11,0 mm ze stali l485mb. przyjęty został 10 godzinny dzień pracy, w którym operacje spawalnicze trwają faktycznie 9 godzin. parametr numer grupa ręczna grupa zmechanizowana max min max min natężenie prądu spawania, [a] 1 180 160 219 182 2 210 190 222 195 3 205 190 205 178 4 205 190 210 182 napięcie łuku, [v] 1 23,5 22 24 22,4 2 25 23 25 22,5 3 24,6 22,8 24,8 22,4 4 24,6 22,8 24,8 22,4 prędkość spawania [mm/s] 1 2,2 2 4,7 2,99 2 2,25 2,2 2,85 2,5 3 2,4 2,3 3,08 2,6 4 2,4 2,3 3,25 3,1 energia liniowa spawania [kj/mm] 1 1,73 1,3 0,88 1,46 2 1,9 1,5 1,88 1,39 3 1,8 1,7 1,88 1,28 4 1,8 1,7 1,46 1,13 amplituda oscylacji [mm] 1 8 6 8 6 2 10 6 10 6 3 6 4 6 4 4 8 5 8 5 częstotliwość oscylacji [1/s] 1 1,25 0,8 1,25 0,8 2 1,25 0,75 1,25 0,8 3 1,1 0,75 1,1 0,75 4 1,1 0,5 1,1 0,75 czas zatrzymania w pozycji zwrotnej oscylacji [s] 1-4 0,6 0,5 0,6 0,5 tablica vi. zestawienie parametrów spawania table vi. comparison of welding parameters rodzaj grupy spawalniczej czas potrzebny do wykonania 1 złącza czas pracy jednego dnia [s] dzienna liczba spin liczba dni potrzebna do wykonania 1000 spoin zmechanizowana 1487 32400 21,78 47,6 ręczna 2078 32400 15,59 66,6 tablica vii. porównanie rezultatów spawania ręcznego i zmechanizowanego table vii. comparison of the results of manual and mechanized welding process 127przegląd spawalnictwa vol. 87  5/2015 podsumowanie rok 2015 dla branży gazowniczej będzie przełomowy. jest to rok rozpoczęcia największych inwestycji na polskim rynku, które niosą za sobą wysokie wymagania odnośnie jakości, jak i technologii wykonywania złączy spawanych. mowa jest o wymaganej mechanizacji procesu podczas wykonywania połączeń spawanych. w polskich firmach zajmujących się realizacją inwestycji gazowych, proces zmiany sposobu wykonywania złączy spawanych trwa już od kilku lat. w celu spełnienia wymagań stawianych przez głównego inwestora na polskim rynku gaz system. autorzy obrali za cel niniejszej pracy porównanie właściwości i efektów spawania ręcznego i zmechanizowanego. porównania dokonano na przykładzie grupy spawalniczej wykonującej złącza spawane na rurze dn700x11,0 mm ze stali l485mb. porównano dwie grupy wykonujące złącza spawane, tą samą metodą spawania, jednak różnymi sposobami. w powyższej pracy porównano metodę ręczną ze zmechanizowaną na podstawie: parametrów spawania oraz czasu pracy. na koniec zobrazowano pracochłonność wykonania 1000 spoin przez obie te grupy. zestawienie parametrów spawania ujawniło o wiele wyższą prędkość spawania zmechanizowanego, przy porównywalnych wartości parametrów spawania oraz utrzymaniu odpowiedniego poziomu ilości ciepłą wprowadzanego do złącza. na przykładzie 1000 spoin pokazano jaki wpływ ma mechanizacja procesu spawania na czas realizacji zadania. mechanizacja na przykładzie czołówki spawalniczej nie zmienia systemu pracy całej grupy, zmiana dotyczy tylko spawania i czynności związanych ze spawaniem, reszta pozostaje taka jak przy spawaniu ręcznym. jednak czy to w przypadku spawania ręcznego czy zmechanizowanego to człowiek nadal jest najważniejszym ogniwem i to on ma największy wpływ na jakość, efektywność oraz wydajności procesu wykonywania złączy spawanych. literatura [1] t. chmielewski, m. węglowski, k. kudła „spawanie w pozycji pf metodą mma z wykorzystaniem nowej funkcji up w zasilaczach inwertorowych zbudowanych w technice micor” przegląd spawalnictwa, vol. 86, nr. 9, s. 45-49, 2014. [2] m. węglowski, t. chmielewski, k. kudła „ocena wydajności spawania niskoenergetycznego procesu speedroot w pozycji pg ”przegląd spawalnictwa, vol. 83, nr. 12, s. 26-30, 2011. [3] b. pawłowski, j. krawczyk, p. bała, s. parzych, m. paćko „jakość złączy spawanych rurociągu wody chłodzącej wykonanego ze stali austenitycznej x6crniti18-10” przegląd spawalnictwa, vol. 82, nr. 4, s. 4-7, 2010. [4] r. krawczyk, j. plewniak, k. sujewicz „spawanie metodą mag grubościennych rurociągów energetycznych ze stali 13hmf – optymalizacja warunków procesu” przegląd spawalnictwa, vol. 78, nr. 7-10, 2006. [5] k. y. lee, k. sadurski „budowa rurociągów przesyłowych oraz możliwości zastosowanianowych kryteriów oceny jakości spoin obwodowych” przegląd spawalnictwa, vol. 81, nr. 6, s. 6-9, 2009. [6] t. chmielewski „projektowanie procesów technologicznych – spawalnictwo” oficyna wydawnicza politechniki warszawskiej, warszawa, 2013. [7] t chmielewski, m węglowski „analiza rynku spawalniczego w polsce pod względem sprzedaży urządzeń oraz materiałów spawalniczych” przegląd spawalnictwa vol. 82, nr 6, s. 28-31, 2010. [7] t. sałaciński „spc statystyczne sterowanie procesami produkcji”, oficyna wydawnicza politechniki warszawskiej, warszawa, 2009. [8] t. sałaciński, w. sosnowski “system nadzorowania jakości procesów spawalniczych zgodny z wymaganiami iso 3834 w oparciu o standardy iso 9001–część 1”, przegląd spawalnictwa, vol. 87, nr 4, s. 10-13, 2015. ps 9 2016 www.pdf 25przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 lutowanie twarde w wybranych zastosowaniach   w produkcji lotniczej brazing selected processes in aviation industry mgr inż. jacek baranowski – bodycote polska sp. z o.o., zakład w rzeszowie. autor korespondencyjny/corresponding author: jacek.baranowski@bodycote.com streszczenie w artykule przedstawiono problematykę lutowania twardego w próżni cienkościennych elementów układów rozdziału powietrza na przykładzie instalacji do samolotów airbus a318. opisano podstawowe problemy występujące w procesach montażu i lutowania piecowego poszczególnych elementów instalacji. słowa kluczowe: lutowanie wysokotemperaturowe; lut bni-2; lutowanie stopu inconel 600 abstract the paper describes the problems of high temperature brazing in vacuum of thin-walled air management systems based on example of air installations for airbus a318. the basic problems occurring in assembling and high temperature furnace brazing process of the installations have been described. keywords:  high temperature brazing; bni-2 brazing filler metal; brazing of inconel 600 wstęp lutowanie twarde, zwłaszcza lutowanie wysokotemperaturowe w próżni, jest charakterystycznym procesem specjalnym w przemyśle lotniczym. technologia ta występuje w przeważającej części w produkcji silników lotniczych w obszarach, takich jak komory spalania, aparaty kierujące, łopatki turbiny, przewody rurowe. wszędzie tam, gdzie wymagana jest precyzja połączeń poszczególnych elementów, odpowiednia wytrzymałość tych połączeń zarówno temperaturowa, jak i mechaniczna, szerokie zastosowanie znajduje proces lutowania wysokotemperaturowego w próżni i w atmosferach kontrolowanych. bezsprzeczną zaletą tej technologii jest minimalny wpływ na deformację cieplną lutowanych zespołów, jak i możliwość lutowania w połączeniu z obróbką cieplną. w niniejszym artykule przedstawiono obszar zastosowań technologii lutowania w przemyśle lotniczym, w systemach rozdziału powietrza wykorzystywanych we współpracy z silnikiem lotniczym, jak i w kabinie pasażerskiej jako tzw. systemach podtrzymywania życia. opis zagadnienia systemy rozdziału powietrza w przeważającym stopniu budowane są w oparciu o stopy na bazie niklu, tzw. superstopy, najczęściej typu inconel 600. są one stosowane w postaci cienkościennych blach powodujących, że cały zespół instalacji ma stosunkowo niewielką masę, co stanowi jeden z najważniejszych czynników w budowie systemów i instalacji lotniczych. zastosowanie spawania metodą tig, często ogranicza się do obszarów lub fragmentów instajacek baranowski lacji i poszczególnych jej komponentów, gdzie deformacje występujące w procesie spawania są w pewnych uzasadnionych granicach akceptowalne. natomiast wszędzie tam, gdzie deformacje takie są nie do przyjęcia przez wymogi technologicznojakościowe, oraz wszędzie tam, gdzie dostęp urządzeń spawalniczych (głowic spawalniczych) do krytycznych miejsc w zespole spawanym jest bardzo utrudniony lub wręcz niemożliwy – swoje zastosowanie znajduje proces lutowania twardego, głównie lutowanie piecowe. przeglad welding technology review aws a5.8 bni-2 ams 4777 es en 1044 ni 102 din 8513 l-ni2 handy&harman hi-temp 820 nicrobraz lm general electric b50tf204 allied signal  ems 54752-ii / 94777 rolls royce msrp 9500/97 tablica i. podstawowe oznaczenia normalizacyjne i nazwy handlowe lutu bni-2 [4÷6] table  i. basic standardization and trade markings of bni-2 filler metal [4÷6] 26 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 niemal we wszystkich aplikacjach lutowania piecowego w produkcji systemów rozdziału powietrza wykorzystuje się najczęściej popularny stop lutowniczy bni-2 na osnowie niklu, wg ams4777. poszczególne przykłady elementów instalacji rozdziału powietrza pochodzą wyłącznie z własnych doświadczeń produkcyjnych autora. w tablicach i, ii i iii podano charakterystykę jednego z najpopularniejszych stopów lutowniczych stosowanych w połączeniach elementów instalacji lotniczych, natomiast w tabeli iv zamieszczono skład chemiczny stopu niklu inconel 600. ni cr si b fe c p reszta 6,0-8,0 4,0-5,0 2,75-3,50 2,5-3,5 0,06 max 0,02 max tablica ii. skład chemiczny lutu bni-2 w % wag. [4,5] table ii. chemical composition of bfm bni-2 % of mass [4,5] solidus [°c] likwidus [°c] zakres  temperatury lutowania [°c] zalecana temperatura lutowania [°c] 970 1000 1010-1175 1065 tablica iii. podstawowe właściwości lutu bni-2 [6] table iii. basic properties of bni-2 [6] tablica iv. skład chemiczny stopu inconel 600 [7] table iv. chemical composition of inconel 600 [7] inconel skład chemiczny, % wag. ni cr fe mn 600 72,0 14,0-17,0 6,0-10,0 1,0 inconel skład chemiczny, % wag. cu si c s 600 0,5 0,5 0,15 0,015 wloty do instalacji rozdziału powietrza  dla samolotów typu airbus a318 pomimo, że lutowanie próżniowe wysokotemperaturowe to właściwie proces standardowy i typowy dla przemysłu lotniczego, należy zachować odpowiednie warunki w montażu poszczególnych części lub aplikacji materiału lutowniczego. na poszczególne fazy całego procesu składają się [3]: – mycie i odtłuszczanie części w alkalicznych roztworach wodnych (z odpowiednimi zatwierdzeniami jakościowymi), – odtłuszczanie w acetonie, – montaż i sczepianie metodą zgrzewania oporowego do lutowania (tzw. tack welding), – kontrola szerokości szczeliny lutowniczej, aplikowanie materiału lutowniczego, głównie w postaci pasty za pomocą dyspenserów, – zabezpieczanie obszarów, gdzie niepożądana jest obecność stopionego lutu za pomocą past stop-off, – wykonanie właściwego procesu lutowania piecowego, – kontrola wykonanych połączeń lutowanych. na rysunku 1 pokazano schemat zespołu wlotu powietrza, a na rysunku 2 oraz 3 pokazano miejsca dozowania pasty lutowniczej. przerywaną linią zaznaczono typowe miejsca pokrycia pasty stopp-off zapobiegającej nadmiernemu, niekontrolowanemu wypływowi lutu podczas cyklu lutowania piecowego. rys. 1. poglądowy schemat zespołu wlotu powietrza do instalacji rozdziału powietrza w samolocie airbus a318 [1] fig. 1. dratf scheme of air intake of air management system for airbus a318 [1] rys. 2. szczegóły aplikowania pasty lutowniczej bni-2 na wspornikach [1] fig. 2. details of application of bni-2 brazing filler metal on brackets [1] rys. 3.  szczegóły aplikowania pasty lutowniczej bni-2 na części centralnej wspornika (a). na zdjęciu widoczne są również punkty zgrzewania oporowego (b) [1] fig. 3. details of application of bni-2 brazing filler metal on central area of bracket (a) [1] and points of tack welding as well (b) [1] bardzo ważnym czynnikiem przy aplikowaniu pasty lutowniczej jest stała i niezmienna ilość pasty umieszczana za pomocą sterowanego automatycznie aplikatora w poszczególnych miejscach. na rysunkach 4÷7 pokazano przykłady kontrolowanych połączeń lutowanych w zespole wlotu powietrza. w procesie kontroli po lutowaniu piecowym, oprócz sprawdzania i weryfikacji samego procesu obróbki cieplnej (temperatura, czas, ciśnienie), kontroluje się jakość połączeń lutowanych, szczególnie wypełnienie szczelin lutowniczych w złączach. 27przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 rys. 4. zespół wlotu powietrza bezpośrednio po cyklu piecowym. widoczne odpowiednie płyty grafitowe pokryte ceramiką, zapobiegającą tworzeniu się eutektyki pomiędzy grafitem płyty a częścią lutowaną (a), termopary wsadowe typu n (b) oraz wypalona w procesie piecowym pasta typu stop-off (c) [1] fig. 4. air intake assembly after brazing furnace cycle. visible graphite plates coated by ceramic to prevent eutectic melting phenomena (a), load thermocouples type n (b) and burned off paste type stop-off during the furnace cycle.(c) [1] rys. 5. szczegóły kontroli połączeń lutowanych wsporników (przykłady prawidłowych i nieprawidłowych złączy) [1] fig. 5. details of inspection of brazed joints of brackets (correct and incorrect examples) [1] rys. 6. szczegóły kontroli połączeń lutowanych w części centralnej wspornika (połączenia prawidłowe) [1] fig. 6. details of inspection of brazed joints of central area of bracket (correct joints) [1] rys. 7. szczegóły kontroli połączeń lutowanych w części centralnej wspornika (połączenia nieprawidłowe) [1] fig. 7. details of inspection of brazed joints of central area of bracket (incorrect joints) [1] przykłady pozostałych   elementów lutowanych typowymi innymi elementami w tego typu instalacjach są chłodnice wstępne tzw. precooler’y, których połączenia lutowane pokazano na rysunkach 8÷11. rys. 8. element wlotowy chłodnicy wstępnej po lutowaniu [1] fig. 8. air intake element of precooler after brazing cycle [1] rys. 9. kontrola połączeń lutowanych (prawidłowych) na elemencie wlotowym do chłodnicy wstępnej [1] fig. 9. inspection of brazed joints (correct) of air intake element of precooler [1] rys. 10.  kontrola połączeń lutowanych (nieprawidłowych) na elemencie wlotowym do chłodnicy wstępnej [1] fig. 10. inspection of brazed joints (incorrect) on air intake element of precooler [1] rys. 10. fragmenty właściwej chłodnicy wstępnej (precooler) instalacji rozdziału powietrza dla samolotu typu airbus a318 (a, b). widoczne wykonane połączenia lutowane rurek chłodnicy powietrznej [1] fig.  10. fragments of precooler of air management system for airbus a318 (a, b). visible brazed joints of tubes of precooler. [1] 28 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 podsumowanie pomimo, że opisane powyżej przykłady zastosowania lutowania twardego obejmują standardowy proces technologiczny [3], należy zwrócić uwagę na problemy technologiczno-jakościowe wynikające z zastosowanego materiału w postaci elementów cienkościennych, które podczas procesu obróbki cieplnej ulegają nieznacznej deformacji. deformacja ta, ma jednak znaczący wpływ na niekontrolowane powiększanie się szerokości szczeliny lutowniczej, a co za tym idzie, niekontrolowane wypłynięcie lutu z obszaru lutowanego złącza. aby zminimalizować to niekorzystne zjawisko należy stosować odpowiednie parametry lutowania tj. czas, prędkość nagrzewania i osiągania temperatury lutowania [1-3], a także stosowanie płyt grafitowych o minimalnej rozszerzalności cieplnej, które minimalizują stopień zdeformowania lutowanego zespołu. nadal jednak technologia lutowania piecowego w próżni jest jedną z najważniejszych technik łączenia elementów instalacji stosowanych we wszelkiego typu konstrukcjach lotniczych. literatura [1] baranowski j.: materiały własne z wdrożonych zastosowań lutowania próżniowego elementów układów rozdziału powietrza dla samolotów typu airbus a318. [2] babul t., baranowski j., jakubowski j., kopeć j., kowalski s., senkara j.: lutowanie spoiwem na osnowie złota elementów układów zasilania silników lotniczych, vii konferencja naukowo-techniczna, olszanica, 2006. [3] baranowski j., kopeć j.: lutowanie twarde części w przemyśle lotniczym, przegląd spawalnictwa, nr 8-9/2004, s. 57-59. [4] european standard en1044: brazing. filler metals, 1999. [5] the brazing book, lucas-milhaupt, inc. /handy&harman, usa. [6] nicrobraz news, wall colmonoy corporation, usa. [7] inconel alloy 600, special metals corporation. 201501_pspaw.pdf 50 przegląd spawalnictwa vol. 87 1/2015 regeneration of worn out machine parts surfaces by automatic welding zautomatyzowana regeneracja metodami spawalniczymi zużytych powierzchni części maszyn andrzej kolasa tadeusz sarnowski paweł cegielski dr hab. inż. andrzej kolasa prof. pw, dr inż.tadeusz sarnowski – zap robotyka, dr inż. paweł cegielski – politechnika warszawska. corresponding author/autor korespondencyjny: akolasa@wip.pw.edu.pl abstract the problem of automation of regeneration processes of worn out machine parts is not an easy task since parts to be rebuilt differ from each other in means of dimensions, shape of surface, degree of wear out etc. one of the best ways to restore the nominal shape and dimensions of worn out parts is surfacing using an efficient welding process. one of the possible method of surfacing worn out machine parts automation with the use of arc welding is presented in the paper. it is based on an industrial robot installation and original procedures of parts to be rebuilt identification, measuring and surfacing with accordance to the individually generated program. the entire rebuilding procedure consisting of a several steps is performed in an automatic mode. both, the structure of the robotic system and the principle of its operation are described in details. the system can be easily employed to an automatic rebuilding of worn machine parts of similar but not necessary the same shape, but of different state of the surface wear out. an example of industrial implementation of the described system is also presented. keywords: automation, regeneration, welding robot streszczenie automatyzacja procesów regeneracji zużytych części maszyn nie jest łatwa z uwagi na różnice wymiarów, kształtu, stopnia zużycia itd. jednym z najlepszych sposobów na przywrócenie nominalnych kształtów i wymiarów zużytych części maszyn jest napawanie. w artykule przedstawiono jedną z możliwych metod, wykorzystującą zautomatyzowane napawanie łukowe. oparto ją na robocie przemysłowym z oryginalną procedurą identyfikacji zużytych części, pomiaru stopnia zużycia i napawania zgodnie z indywidualnie generowanym programem. wieloetapowa procedura regeneracji odbywa się w sposób zautomatyzowany. szczegółowo omówiono strukturę stanowiska oraz istotę jego działania. system może być z łatwością wykorzystany do automatycznej odbudowy zużytych części maszyn o podobnym kształcie, ale o innym stanie zużytej powierzchni. przedstawiono przykład przemysłowego zastosowania omówionego systemu. słowa kluczowe: automatyzacja, regeneracja, robot spawalniczy 51przegląd spawalnictwa vol. 87  1/2015 introduction automation of welding processes is nowadays not a difficult task since many ready to be used in practice solutions are offered on the market. most of them use five or six axis industrial robots equipped with appropriate welding apparatus and necessary auxiliary arrangements. many companies that supply industrial robots offer tailor made installations ready to use for particular application. this is easy to be implemented into practice in case of manufacturing new products or constructions where both joining or surfacing processes are to be used [1÷4,6]. more complex problems occurs if the same welding processes are to be applied for regeneration of worn out machine or technical equipment parts that are of not repeatable shape and dimensions depending of exploitation conditions resulting in various degree of surface damage. the best method of regeneration of such parts is surfacing with the use of arc welding process. surfacing for rebuilding machine parts is the process of weld metal deposition on worn part surfaces in order to restore their nominal shape and dimensions assuring the quality and properties at least the same as the brand new parts. the surfacing allows reconditioning of parts that have been subjected to wear, corrosion, chipping off or breaking out a surface section during service. the relatively wide application of the surfacing with the use of welding processes is the result of availability of welding equipment, availability and variety of filler materials, high productivity and the process economy. the best results of the surfacing process can be obtained by its mechanization or automation. for this purpose a kinetic system that can reproduce previously programmed or adjusted movements of the work or the welding torch is used. therefore, such mechanized systems are suitable for cylindrical or flat work surfaces. in practice, there are a great number of parts of intricate shape that are subjected to wear due to heavy service conditions and are to be surfaced for rebuilding their nominal shapes and properties. the surfacing process automation of intricate shape parts, necessary in such cases, is possible with the use of industrial robots and the most suitable surfacing method is gma welding. the welding robot high repeatability, productivity and economic efficiency, beside its natural flexibility, are also applicable to the robotic surfacing systems. the robotic gmaw surfacing installation should fulfill the following requirements: – it should assure the possibility of depositing filler metal on the whole outer surface of the work or only on its selected areas, – the surfacing process should produce the beads of the same cross-section dimensions depended on electrode wire diameter and welding process parameters, – the surfacing process should assure the restoration of the work parts to their nominal shapes and dimensions within specified tolerances, – the surfacing process parameters and kind of filler materials have to assure high quality, faultless surfacing layers with an optimal dilution as well as multilayer deposit welding without necessity of any interbead or interlayer operations, – the entire surfacing installation should be an environmental friendly system. the all listed above requirements are fulfilled by the automatic gmaw surfacing system with an at least 5-axis industrial robot. such solution has been designed, produced and implemented to a several industry companies as a result of cooperation between the welding engineering department of warsaw university of technology and an industrial partner company, zap robotics ltd. the manufacturer and integrator of industrial robotic installations [5,7]. the automatic system for regeneration worn out parts by gmaw surfacing the basic configuration of the automatic installation for rebuilding worn machine parts is shown in fig. 1. the main component parts of the installation are: the industrial 5-axis robot, the welding gma equipment, the positioning table with two turntables and the work fixture arrangement on them, two work tools, i.e. the laser sensor measuring head and the welding gma torch as well as auxiliary accessories, that make the entire system fully productive. first installation are based on irp-6 robots [5,7] that later on were replaced by fanuc arc-mate 100ic. the work tool, either the laser sensor head or the welding torch is fixed to the robot arm with the use of the anti-collision tool holder with impact sensors. the irp-6 robot has five servo-driven motion axes with repeatability less than ± 0.2 mm, and the handling capacity of 6.0 kg. the robot controller consists of the microcomputer, the memory unit and binary input/ outputs for connection with other system devices and inner and outer motion axes control modules. the parts to be surfaced are fixed on two turntables of the positioning table ph-2-100. both turntables can operate in either the horizontal or the vertical position, depending on the work positioning needed for the surfacing process suitability. the positioning table, being outer robot motion axes, is controlled by the robot controller with the same as inner axes positioning repeatability, that is ± 0.1 mm on dia. 1000 mm. by controlling all inner and outer motion axes with the same robot controller, the good synchronization can be easily obtained. two turntables allow both operations, i.e. 52 przegląd spawalnictwa vol. 87 1/2015 fig. 1. the robotic surfacing installation for automated rebuilding of worn machine parts: (1) industrial robot manipulator, (2) welding power source, (3) positioning table, (4) anti-collision tool holder, (5) robot controller with build-in master controller of the entire installation, (6) work fixture, (7) laser sensor head or welding torch, (8) positioning table controller, (9) torch cleaner and wire tip cutter, (10) store of work tools. (11) welding shields. rys. 1. stanowisko zrobotyzowane do automatycznej odbudowy zużytych części maszyn: (1) robot przemysłowy, (2) spawalnicze źródło zasilające, (3) pozycjoner, (4) złącze antykolizyjne, (5) układ sterowania robota z systemem nadrzędnym, (6) oprzyrządowanie montażowe, (7) czujnik laserowy, (8) układ sterowania pozycjonera, (9) stacja ucinania drutu i czyszczenia dyszy gazu osłonowego, (10) magazyn narzędzi, (11) osłony spawalnicze the surfacing and the fixing/removing to run at the same time, on the first one, standing in the working position and the second one in the service position respectively. such solution increases productivity of the installation and removes the operator out of the welding zone. the operator work conditions and environment can be further improved by the application of a welding shields system. particular attention must be paid to the design of the fixing devices. in most cases the rebuilding process of worn parts by arc surfacing is a long lasting process, that results in an extensive heating up of the work part and of the fixing device to high temperatures. this may cause the thermal expansion of their volume and dimensions changing clamping forces, etc. therefore, the fixing clamps should have some spring elements, as e.g. spring washers, and should be made of materials of low thermal expansion coefficients. the surfacing process is directly performed by the gmaw microcomputer controlled synergic power source can supply both constant and pulsed current up to 500 amps with an option to store in the memory unit up to 49 setups of welding parameters, called welding programs. the power source is equipped with the separate fully stabilized wire feeder and the watercooled machine welding torch. the 4-rolls wire feeder allows for welding with solid or cored electrode wires. the welding equipment controller is connected to the robot controller with an interface using its own input and output systems that allow their mutual communication. the robot operates using two working tools during the whole sequence of a work part surfacing. the surfacing sequence consists of two main steps. during the first one, when the part is identified and the thickness of worn out metal measured, the laser sensor head is used. the principle of operation of the laser sensor, that is used in this application for precise line distant measurement is explained in fig. 4. during the second step, when the part is surfaced, the robot uses the welding torch. to ensure the proper automatic performance of the welding equipment an auxiliary devices, such as wire tip cutter and welding torch cleaner with lubrication of the torch gas nozzle are necessary. the cutting off of the electrode wire tip after each surfacing operation makes the arc reignition at the beginning of the next surfacing operation sure and easy. the gas nozzle of the welding torch has to be cleaned and lubricated as often as it is required by the amount of spatter being produced during the welding process. since the entire robotic surfacing installation consists of a number of equipment and devices with their own control systems, including three microcomputers in the robot, the laser sensor, and the welding power supply controllers, the exact synchronization of their operation is of great importance. the responsibility for this task is left to the master controller, equipped with the master computer, while other computer controllers of the installation component devices play the slave computer role. the automatic surfacing procedure of worn out machine parts the procedure of the automatic surfacing with gmaw process of worn out machine parts with the use of the described above robotic system consists of the following phases: – fixing the part to be surfaced on the positioning turntable in the service position and turn it to the work position, – identification of the part to be surfaced, – measurement of the thickness of worn out metal on the part surface, – analysis of the measurement data and generation of the surfacing program tailored for the measured part, – surfacing for rebuilding the worn out material of the part to reach the nominal shape and dimensions, – moving the positioning table from the work to the service position and removing the rebuilt part. all the listed above phases are run automatically. the only operations that have to be done manually are fixing the work part on the positioning table at the 53przegląd spawalnictwa vol. 87  1/2015 beginning of the whole procedure, removing the part after surfacing and, if necessary, maintaining emergency cases. the surfacing procedure begins when the part is fixed and the type of the part option is chosen from the master computer menu with the use of the computer mouse or the keyboard. once the chosen option confirmation is completed, the procedure of the second phase begins, i.e. the identification of the work part to be surfaced being fixed on the turntable. the master controller sends the command to turn the positioning table from the service to the work position. at the same time the robot manipulator takes out from the tool store the laser sensor head and moves it to the starting point. after receiving all necessary confirmations that all component devices of the installation are ready to service, the master controller activates the preliminary measurement operation. the aims of the work part preliminary measurement are: (1) to verify if the work part fixed on the positioning turntable is of the same kind as has been previously chosen by the operator, and (2) to locate the work part in the working space of the robot arm. the correct space location of the work part to be surfaced is an essential problem that has to be solved to ensure a good result of the rebuilding process. parts to be rebuilt by surfacing may have some points on the outer, not worn surfaces, which were machined during the course the part was manufactured. these points may serve as reference points for the purpose of the part location in the robot arm operating space. that is the best case that allows for high accuracy of the part after completion of the rebuilding process. if parts to be rebuilt by surfacing do not have such reference points, the space location must be done with the reference to non-machined outer work part surfaces not damaged by wear, or of the lowest surface wear. in such cases the master controller system software must assist the space location of the work part. this needs the part to be preliminary measured by the laser sensor head and obtained results to be compared with nominal dimensions of the new part written and stored in the system database. this solution is time consuming and may cause some errors of the part shape restoration by rebuilding. nevertheless it can be successfully applied for the rebuilding of parts that are subjected to further machining or if some inaccuracy in restoring their nominal shape and dimensions can be acceptable. after the part has been identified, positively verified and its space location defined, the master controller activates the next phase of the measurement of the thickness of worn out metal. basing on results of the preliminary measurement and information stored in the master computer database, the measuring program is generated, transferred to the robot controller and initiated. the measuring program of the work part consists of a number of readings of the line distance between the part surface and the laser head taken during the scanning of the surface by the laser sensor head along parallel lines. the measuring results are gradually transmitted to the master controller memory and visualized on the master controller monitor as a 3d image of the scanned surface. once the measuring operation is completed the robot manipulator gives the laser head back to the tool store. the next phase starts with the analysis of the data collected during the measuring operation. the results of the measurement are subjected to the following transformations: – filtering interference and false measurements, – comparing measuring results with nominal dimensions of the part from database, – splitting the loss of metal (the thickness of worn out metal) into surfacing layers to be built-up, – dividing each surfacing layer into single beads. splitting the amount of metal to be deposited into layers and each layer into surfacing beads is done with the reference to the previously declared and written in the memory of the master computer all cross-section dimensions of the single layer and the single bead. every step of the data transformation is shown on the master computer monitor as the map of the part surface with the layout of surfacing beads. after the measuring data has been processed, the surfacing program is generated and transmitted to the robot controller. the surfacing control program consists of surfacing operations as well as other accompanying operation, such as the work part positioning, torch gas nozzle cleaning, electrode wire tip cut-off, etc. all these operations are controlled and monitored by the master controller. the next phase in the automatic surfacing procedure is the rebuilding up of the worn out metal by the surfacing with the use of welding. it begins with taking the welding torch out from the work tool store, switching on the welding power supply, shielding gas flow and the wire feeder. start of each surfacing bead requires the confirmation of the welding arc ignition and then the surfacing process can be proceeded. the building up starts at the deepest area (the greatest loss of metal due to wear). next layer is spread on a larger area of the part surface being rebuilt. in most cases the last, outer layer is deposited on the whole surface of the work part. the cross-section dimensions of each surfacing bead and layer are kept constant due to the full stabilization of all the process parameters, such as: the welding current, the welding voltage, the wire feed speed, the welding speed, the constant electrode stick-out, etc. once the surfacing procedure is completed the robot arm places the welding torch back in the tool store, the positioning table moves to the service position and the rebuilt part is removed out of the fixture. the robotic installation is ready for the surfacing of the next worn part to be rebuilt. 54 przegląd spawalnictwa vol. 87 1/2015 the example of industrial implementation of the automatic surfacing system the described here robotic installation and the automatic procedure of worn parts surfacing has been for the first time implemented for the rebuilding of chain links of an excavator shovel working in brawn coal mine (fig. 2, 3). the outer dimensions of the chain links and their weight are (length x width x thickness) 680x160x45 mm and 22 kg for the side chain link and 680x160x118 mm and 69 kg for the mid chain link respectively. the chain links are subjected to heavy wear during service due to the abrasion action by sand and mineral particles. the worn-out metal should be rebuilt up by surfacing with gmaw process. the rebuilding process fig. 2. an example of regenerated part fixed on the of the positioner turn table rys. 2. przykład części przeznaczonej do regeneracji zamocowanej na stole pozycjonera a) b) fig. 3. the chain links of the excavator shovel: (a) the side chain link and (b) the mid chain link with marked worn surface areas to be surfaced for rebuilding rys. 3. ogniwa łańcucha koparki: (a) ogniwo boczne, (b) ogniowo środkowe z zaznaczonymi zużywającymi się powierzchniami przeznaczonymi do odbudowy comprises surface areas as marked in fig. 3, surface welded with the use of the described above robotic installation. other surface areas to be rebuilt, like inner areas in holes are surfaced on another welding stand. the measurement of worn chain links surface areas to be rebuild the measuring operations of the depth of worn out metal on outer surfaces are done by a touchless method with the use of the laser sensor head with the required accuracy. reasonably good results have been obtained by the application of semiconductor laser sensors [8,9]. the principle of operation of the sensor is shown in fig.4. a) b) fig. 4. the principle of operation of the laser sensor (a) and an overview of the sensor being fixed on the irp-6 robot arm (b) rys. 4. schemat czujnika laserowego (a) oraz widok czujnika zamocowanego na ramieniu robota irp-6 (b) the laser ray emitted by the laser diode is reflected from the work part surface at the point of measurement and focused on the photodetector. depending on the line distance between the laser diode and the measuring point the laser ray is focused on various locations on the photodetector plate, which generates the voltage signal related to the ray location. the signal is processed and analyzed by the microprocessor 55przegląd spawalnictwa vol. 87  1/2015 system and next transmitted to the master controller. the time of measurement is short enough to obtain the measuring repeatability of several thousands per second. the number of measurement readings has to be limited by the time of data transmission. the measuring accuracy of 10µm is relatively high, comparing with the robot positioning repeatability of ±0.2mm. the surrounding lighting condition does not influence the measuring accuracy. the measuring range depends on the type of the laser sensor. that is why the selection of the type of the sensor should be based on this specific sensor property. the laser sensor measuring head is moved by the robot arm with the constant, programmed speed along parallel measuring lines spread of 4.0mm in between (fig. 5). the assumption was done, that the spread of measuring lines of 4.0mm is to be related to the assumed width of the surfacing beads of 8.0mm in order to allow easy calculations for the surfacing program generation purposes. under the above measuring conditions the number of measuring lines was as follows: – on the face surface of the side chain link 50 lines – on the side surface of the side chain link 10 lines – on the face surface of the mid chain link 30 lines – on the side surface of the mid chain link 24 lines – on the curve side surface of the mid chain link 63 lines fig. 5. the layout of measuring lines and the principle of scanning the side chain link surface by the laser sensor head rys. 5. układ linii pomiarowych i zasada skanowania laserowego łącza powierzchni ogniwa bocznego the speed of measuring readings has been so adjusted, that the measuring points along the measuring lines were at every 1.5, 1.8 and 2.0mm, depending on the measuring area. one of the essential problems, deciding if the surfacing process can be performed in an automatic mode, is the accuracy of determination of the space location of each of applied tools, i.e. the laser sensor head and the welding torch as well as the mutual relation between them. the irp-6 robot controller has its own system procedure of the automatic definition of the torch center point tcp that ensures easy determination of all parameters necessary to define the location of the applied tool. this procedure assures the performing of both operations, i.e. the measuring and the surfacing exactly of the same work part surface area located within the robot working space. the comparison between measuring results of the work part and its nominal dimensions stored in the system database most of worn chain links of the excavator shovel have relatively great metal loses on all surface areas after a certain service time. therefore the determination of the worn out metal thickness is not an easy task. the method of this is as follow (fig. 6): – basing on the preliminary measuring results the plane o parallel to the xy plane is determined in such way, that a declared number of measuring readings is supposed to be above the plane o, – the plane o is moved parallelly up by the calculated length p, assuming that the new nominal plane n coincides with the chain link surface after the completion of the rebuilding operation. fig. 6. the method of the determination of planes o and n respectively on the face surface of the side chain link rys. 6. sposób wyznaczania płaszczyzn o i n na powierzchni czołowej ogniwa bocznego the analysis of measuring results and the surfacing program generation by the master controller of the robotic system the measuring results in the form of a set of line distances between the laser sensor and the measured surface along scanning lines are transmitted to the master controller. after this data system processing, the topographic map of the work part worn surface is produced and shown on the master computer monitor (fig.7). next, the master controller generates automatically the surfacing program on the basis of the measuring data and the following assumptions: 56 przegląd spawalnictwa vol. 87 1/2015 summary and conclusions the robotic system for an automatic gmaw surfacing for rebuilding worn machine parts described here has been designed as a result of the cooperation between the welding engineering department of warsaw university of technology and the industrial company, zap robotics ltd. the manufacturer and integrator of industrial robots installations. a number of applications of such system has been completed with the use of either irp-6 or fanuc industrial robots, various welding equipment as well as solid or flux cored electrode wires. the first application described here i.e. an industrial implementation of the system for regeneration of worn chain links of the excavator shovel in a brown coal mine, proved the correctness of the design assumptions and the practical solutions. it has been proved, that the application of specific procedures of measuring the amount of worn-out material of work part surfaces and the specific adaptive control system allow for full automation of the surfacing process of worn machine parts of the same kind (similar shape), but of different outer dimensions, resulted from the different degree of exploitation wear. – each of the surfacing layer has the constant thickness of 3.0mm, – each layer consists of a number of parallel surfacing beads of the constant width of 8.0mm and the length not shorter than 10.0mm, – surfacing beads of the upper layer are deposited in between surfaced beads of the lower one, – the sequence of surfacing beads deposition is done in the way ensuring the lowest thermal stresses, – the work part measurement and the surfacing process are performed along the same lines or lines parallel to each other. the surfacing layer thickness results from the type and the diameter of the electrode wire applied. for the chain links surfacing the cored wire of dia. 2.0mm was applied. it allows to produce surfacing beads and surfacing layers of the given above dimensions with the setup of typical for this wire process parameters. fig. 7. the 3d image of worn surface of the chain link and the principle of the determination the number of surfacing layers rys. 7. widok 3d zużytej powierzchni ogniwa i zasada określania liczby nakładanych warstw the surfacing process the master controller determines first the deepest area, i.e. the area of the greatest loss of metal due to wear and generates the surfacing program to rebuild the first layer. when the surfacing of the first layer is completed, the area of the second layer is determined, the surfacing program is generated and next performed. the surfacing procedure is repeated until the whole worn out metal is rebuilt up, the outer layer is completed and the nominal dimensions of the chain link are restored (fig.8). the procedure of rebuilding up all worn chain link surfaces is basically the same. under described here process conditions, declared assumptions and procedures, the times of the measuring and the surfacing operations for the side chain links were 8.0 min. and from 0.5 to 1.5 hour (depending on the amount of metal to be deposited), while for the mid chain links 20 min. and from 1.5 to 4.0 hours respectively. fig. 8. the example layout of surfacing beads of surfacing layers from 1 to 4 rys. 8. przykładowy układ linii napawania warstw od 1 do 4 57przegląd spawalnictwa vol. 87  1/2015 references [1] cegielski p. „automatyzacja i robotyka w budowie maszyn” oficyna wydawnicza politechniki warszawskiej, warszawa 1997. [2] kolasa a, cegielski p. „fully automatic gmaw system” proceedings of 7th international conference on computer technology in welding, san francisco, usa, 1997, pp. 403-410. [3] kolasa a, cegielski p, sarnowski t. „ krajowe stanowisko zrobotyzowanego spawania metodą mig/mag” przegląd spawalnictwa 12/1998, s. 3-6. [4] kolasa a, cegielski p, sarnowski t. „robotic mig/mag welding” proceedings of vi international conference co-mattech’98, trnava, slovakia, 1998, pp. 452-458. [5] cegielski p, kolasa a, sarnowski t „zrobotyzowane napawanie regeneracyjne części maszyn ze sterowaniem adaptacyjnym” prace naukowe instytutu technologii maszyn i automatyzacji politechniki wrocławskiej, nr 78/36, tom 2, 35-38, wrocław 2000. [6] kolasa a, cegielski p. „fully automatic gmaw installation” proceedings of ninth international conference on computer technology in welding, detroit, usa, 2000, pp. 401-407. [7] kolasa a, cegielski p, sarnowski t. „sterowanie adaptacyjne na stanowisku spawalniczym z robotem irp-6” 42. naukowo techniczna konferencja spawalnicza „techniki komputerowe w spawalnictwie”, warszawa 2000, s. 142-146. [8] cegielski p., kolasa a., golański d., sarnowski t., oneksiak a. „innowacyjne rozwiązania konstrukcyjne w przemysłowych urządzeniach do automatyzacji procesów spawalniczych” przegląd spawalnictwa 1/2013, s. 30-35. [9] kruczyński m.: „sensory i układy śledzenia spoiny na zrobotyzowanych stanowiskach spawalniczych”. przegląd spawalnictwa 1/2013, s. 36-39 zakład inżynierii spajania politechniki warszawskiej sekcja spawalnicza simp, przegląd spawalnictwa serdecznie zapraszają do udziału w 57. naukowo-technicznej konferencji spawalniczej pod hasłem innowacje w inżynierii spajania która odbędzie się w dniach 19-21 października 2015 r. tematyka konferencji obejmuje wszystkie zagadnienia naukowo-techniczne z szeroko pojętej dziedziny inżynierii spajania. sponsor generalny rywal rhc sp. z o.o. właściciel marki most konferencja odbędzie się na terenie windsor palace hotel**** w jachrance oddalonej od centrum warszawy o ok. 40 km www.windsorhotel.pl informacje na temat konferencji będą umieszczane na stronie internetowej: www.zis.wip.pw.edu.pl/konferencja kontakt do organizatorów: tel/fax: +48 22 8499621; +48 22 2348402 ps 10 2015 www.pdf 5przegląd spawalnictwa vol. 87  10/2015 przemiany strukturalne stali s700mc w warunkach oddziaływania symulowanych cykli cieplnych spawania the study of structural changes in the tmcp s700mc steel under the influence of simulated welding thermal cycles dr hab. inż. jacek górka – politechnika śląska w gliwicach. autor korespondencyjny/corresponding author: jacek.gorka@polsl.pl streszczenie badania przemian strukturalnych stali s700mc w warunkach oddziaływania symulowanych cykli cieplnych spawania przeprowadzono na prototypowym stanowisku pomiarowym, w którym nagrzewanie badanych próbek odbywało się z wykorzystaniem lamp podczerwieni. zakres badań obejmował: analizę kontrolną składu chemicznego stali s700mc wraz z zawartością azotu, badania wpływu cykli cieplnych na strukturę i twardość symulowanej strefy wpływu ciepła stali s700mc, wykonanie wykresu przemian austenitu dla warunków spawalniczych ctpc-s, badania metalograficzne mikroskopowe i pomiary twardości próbek ze stali s700mc po symulacji w funkcji czasu chłodzenia t8/5. metodyka badania przemian strukturalnych opierała się na jednoczesnym wykorzystaniu trzech metod pomiarowych: metody dylatometrycznej, metody magnetometrycznej oraz metody analizy termicznej. w trakcie badania dokonano rejestracji trzech wielkości: dylatacji materiału próbki, zmiany strumienia magnetycznego oraz temperatury. podczas badań przemian strukturalnych realizowano trzy rodzaje cykli cieplnych: cykle szybkie realizowane z nadmuchem na próbkę gazu chłodzącego i ochronnego, cykle naturalne realizowane ze swobodnym chłodzeniem próbki (włączony tylko przepływ gazu ochronnego), cykle wolne realizowane z dogrzewaniem lampami w fazie chłodzenia próbki. na podstawie badań przemian strukturalnych stali s700mc w warunkach oddziaływania symulowanych warunków cieplnych wyznaczono wykres ctpc-s w zakresie czasu stygnięcia t8/5 od 2 do 200 s wraz z wykresem uzupełniającym rozkładu twardości w funkcji czasu chłodzenia oraz określono zmiany strukturalne zachodzące w badanym materiale. słowa kluczowe: stal s700mc, cykl cieplny spawania, swc, wykres ctpc-s abstract structural transformation studies of s700mc steel were carried out using a prototype bench system, wherein the heating of the test samples was done using infrared lamps. the scope of the research included: chemical composition analysis of s700mc steel together with a nitrogen content, study of the effect of thermal cycles on the structure and hardness of the simulated heat affected zone of steel s700mc, plotting transformation of austenite to the welding conditions ctt, metallographic microscopy and hardness measurements of s700mc steel samples after the simulation as a function of the cooling time t8/5. methodology of the structural changes study was based on the simultaneous use of three measurement methods: the dilatometric method, magnetometric method and the thermal analysis method. during the study, three parameters were recorded: dilation of the sample, the magnetic flux changes and temperature. during the structural changes study, three types of thermal cycles were used: fast cycles implemented with blowing cooling and protective gas on sample, natural cycles realized with the free cooling of the sample (only enabled the flow of protective gas), free cycles implemented with additional heat lamps during the cooling phase of the sample (only enabled the flow of protective gas). during the study, the phase transformation critical temperatures were determined and transformation graph of austenite cct for the welding conditions, with regard to cooling time t8/5 from 2 to 200 seconds with respect to the complementary graph of hardness distribution as a function of the cooling time and indicates structural changes in the material. keywords: s700mc steel, welding thermal cycles, haz, chart cct wstęp stale wyprodukowane przy zastosowaniu walcowania termomechanicznego charakteryzują się niższym równoważnikiem węgla w porównaniu ze stalami po wyżarzeniu normalizującym o tym samym poziomie granicy plastyczności [1]. jacek górka również w zakresie granicy plastyczności powyżej 550 mpa stale walcowane termomechanicznie z przyśpieszonym chłodzeniem i odpuszczaniem posiadają niższy równoważnik węgla aniżeli stale ulepszone cieplnie [2,3]. w związku z znacznie niższym równoważnikiem węgla stale wyprodukowane sposobem walcowania z obróbką termomechaniczną 6 przegląd spawalnictwa vol. 87 10/2015 powinny charakteryzować się znacznie lepszą spawalnością w porównaniu do stali w stanie normalizowanym lub ulepszonym cieplnie o zbliżonej granicy plastyczności. jedną z podstawowych charakterystyk stali niezbędnych do określenia spawalności są wartości temperatur krytycznych przemian strukturalnych w stalach w stanie stałym podczas nagrzewania i chłodzenia. analizę przemian fazowych stali przeprowadza się na podstawie wykresów ctpc-s (czas – temperatura – przemiana przy chłodzeniu ciągłym dla warunków spawalniczych) rozpadu przechłodzonego austenitu w warunkach spawalniczych cykli cieplnych. wykresy takie stanowią źródło informacji o wpływie cykli cieplnych spawania na strukturę oraz własności spawanej stali. rodzaj przemian strukturalnych i wynikające z nich własności strefy wpływu ciepła zależne są od temperatury maksymalnej cyklu cieplnego oraz od czasu stygnięcia t8/5. zarówno prędkość chłodzenia jak i ilość wprowadzonego ciepła mają duży wpływ na strukturę strefy wpływu ciepła oraz strukturę spoiny. w trakcie spawania stali walcowanych termomechanicznie dodatkowo do spoiny wprowadzane zostają mikrododatki niobu, wanadu i tytanu, które podczas chłodzenia wydzielają się w postaci węglików i węglikoazotków lub pozostają w roztworze co ma istotny wpływ na przemiany fazowe i zmiany własności złączy spawanych [4÷8]. zjawiska te powodują wzrost udziału produktów przemiany bezdyfuzyjnej i pośredniej (bainitycznej) w wyniku czego może dojść do obniżenia udarności, zwłaszcza w przypadku szerokiej strefy wpływu ciepła [5,7]. badania własne badana stal s700mc o grubości 10 mm posiada strukturę bainityczno-ferrytyczną, charakterystyczną dla stali poddanej obróbce termomechanicznej z przyśpieszonym chłodzeniem. obróbka termomechaniczna stali s700mc prowadzi do zdefektowania struktury i jej przesycenia składnikami umacniającymi. struktura stali, została utwardzona wydzieleniowo, roztworowo oraz poprzez zgniot. przeprowadzona analiza składu chemicznego stali s700mc, metodą analizy spektralnej oes, potwierdziła zgodność składu chemicznego z normą pn en 10149-2. w badanej stali zawartość węgla wynosi 0,056%, zawartość mikrododatków odpowiadających za umocnienie: tytanu – 0,12%, niobu – 0,044%, wanadu – 0,006%. suma mikrododatków stopowych nie przekracza dopuszczalnej ilości 0,22%. wyznaczona zawartość azotu metodą ekstrakcji wysokotemperaturowej wynosi około 70 ppm, co jest wynikiem zgodnym z dostarczonym atestem badanego materiału. badania przemian strukturalnych stali s700mc w warunkach oddziaływania symulowanych cykli cieplnych spawania badania przemian strukturalnych stali s700mc przeprowadzono na prototypowym stanowisku pomiarowym (instytucie spawalnictwa w gliwicach), w którym nagrzewanie badanych próbek odbywało się z wykorzystaniem lamp podczerwieni (rys. 1) [9]. zakres badań obejmował: – analizę kontrolną składu chemicznego stali s700mc wraz z zawartością azotu, – badania wpływu cykli cieplnych na strukturę i twardość symulowanej strefy wpływu ciepła stali s700mc badania symulacyjne, – wykonanie wykresu przemian austenitu dla warunków spawalniczych ctpc-s, – badania metalograficzne mikroskopowe i pomiary twardości próbek ze stali s700mc po symulacji w funkcji czasu chłodzenia t8/5 (czas chłodzenia w zakresie temperatur pomiędzy 800 a 500 °c). kontrolną analizę składu chemicznego stali s700mc przeprowadzono przy użyciu spektrometru iskrowego typu spectrolab firmy spectro oraz analizatora azotu typu tc 436 firmy leco. badania przemian strukturalnych przeprowadzono na próbkach pobranych ze stali s700mc o kształcie i wymiarach jak na rysunku 2. metodyka badania przemian strukturalnych opierała się na jednoczesnym wykorzystaniu trzech metod pomiarowych: metody dylatometrycznej, metody magnetometrycznej oraz metody analizy termicznej. w trakcie badania dokonano rejestracji trzech wielkości: dylatacji materiału próbki, zmiany strumienia magnetycznego oraz temperatury. do pomiaru dylatacji próbki zastosowano czujnik bezstykowy (laserowy). pomiar temperatury został wykonany za pomocą termopar powierzchniowych, które charakteryzują się większą dynamiką pomiaru w porównaniu do termopar objętościowych. rys. 1. widok ogólny stanowiska do badania przemian fazowych w stalach w warunkach spawalniczych fig. 1. a general view of the position to study the structural changes in steels welding conditions rys. 2. kształt i wymiary próbek do badania przemian fazowych stali s700mc w warunkach oddziaływania cykli cieplnych spawania fig. 2. shape and dimensions of samples for testing of structural steel s700mc under the influence of welding thermal cycles podczas badań przemian strukturalnych realizowano trzy rodzaje cykli cieplnych: – cykle szybkie realizowane z nadmuchem na próbkę gazu chłodzącego i ochronnego, – cykle naturalne realizowane ze swobodnym chłodzeniem próbki (włączony tylko przepływ gazu ochronnego), 7przegląd spawalnictwa vol. 87  10/2015 – cykle wolne realizowane z dogrzewaniem lampami w fazie chłodzenia próbki (włączony tylko przepływ gazu ochronnego). jako gazu ochronnego i chłodzącego użyto argonu technicznego. przyjęto, że zakres czasów chłodzenia próbki w zakresie temperatury między 800 a 500 °c (czas t8/5) będzie wynosił od 1 do 200 s, a temperatura maksymalna cykli tmax będzie wynosiła minimum 1300 °c. zestawienie lp. rodzaj cyklu czas chłodzenia t8/5, s temperatura maksymalna cyklu tmax, °c szybkość nagrzewania, °c/szadany rzeczywisty zadana rzeczywista 1 szybki 1 1,82 1250 1336 257 2 2 2,32 1317 206 3 3 3,40 1325 225 4 4 4,68 1329 221 5 5 5,38 1345 223 6 8 8,18 1321 214 7 10 10,20 1333 237 8 12 11,90 1324 236 9 13 12,96 1327 229 10 14 14,12 1320 205 11 15 15,92 1321 228 12 naturalny 17 17,32 1347 230 13 18 18,55 1327 214 14 19 20,86 1342 228 15 20 21,38 1345 226 16 22 23,44 1334 220 17 wolny 25 25,86 1337 212 18 28 27,90 1342 214 19 30 29,98 1332 204 20 32 31,56 1349 201 21 35 34,72 1324 201 22 38 37,72 1329 225 23 40 39,52 1334 245 24 45 44,36 1341 209 25 50 49,20 1354 219 26 55 53,88 1321 240 27 60 58,70 1335 211 28 70 68,28 1338 205 29 80 78,04 1329 225 30 90 87,84 1327 201 31 100 97,18 1334 205 32 150 148,38 1352 207 33 200 195,76 1336 221 tablica i. parametry zadane i rzeczywiste symulowanych cykli cieplnych stali s700m table i. input parameters and actual simulated thermal cycles of s700mc steel parametrów (zadanych i zmierzonych) cykli cieplnych badanej stali wraz z szybkością nagrzewania poszczególnych próbek od temperatury początkowej do osiągnięcia temperatury maksymalnej cyklu cieplnego zamieszczono w tablicy i. wartości rzeczywiste czasów chłodzenia t8/5 i temperatury maksymalnej poszczególnych cykli cieplnych odczytano w programie tpf z zarejestrowanych krzywych pomiarowych. po zarejestrowaniu, na stanowisku 8 przegląd spawalnictwa vol. 87 10/2015 badawczo-pomiarowym, przebiegu poszczególnych cykli cieplnych dla każdej kombinacji parametrów cyklu (tmax i t8/5), dokonano archiwizacji krzywych pomiarowych pierwotnych: temperatury, strumienia magnetycznego oraz dylatacji (rozszerzalności termicznej), a następnie przy użyciu programu tpf temperatury przemian fazowych wer. 3.0 wyznaczono wartości temperatur krytycznych poszczególnych przemian strukturalnych [10]. w celu łatwiejszego posługiwania się krzywymi pomiarowymi podczas określania wartości temperatur krytycznych przemian przedstawiono je w funkcji temperatury, a zakres analizowanych krzywych ograniczono jedynie do fazy chłodzenia. ponadto krzywą pierwotną danej wielkości poddano transformacji na pierwszą i drugą pochodną. określenia punktów charakterystycznych na krzywych pomiarowych, które odpowiadają temperaturze początku i końca poszczególnych przemian strukturalnych austenitu zachodzących w badanej stali przy określonych parametrach cyklu cieplnego, dokonano poprzez poprowadzenie linii stycznych do krzywych pomiarowych i ustalenie punktu odchylenia stycznej od krzywej pomiarowej. w analogiczny sposób postępowano przy analizie krzywej dylatometrycznej. przy każdej analizowanej krzywej oraz w kolejnych cyklach cieplnych różniących się wartością czasu chłodzenia t8/5, w momencie wyznaczenia punktu charakterystycznego na krzywej, program tpf generował w aktywnym oknie tablicę, w której były gromadzone wartości temperatury odpowiadające wyznaczonym punktom charakterystycznym. tworzenie i edycję wykresu przemian strukturalnych ctpc-s przeprowadzono w module programu tpf [10]. następnie na próbkach ze stali s700mc z zasymulowanymi obszarami swc przeprowadzono badania metalograficzne mikroskopowe przy użyciu mikroskopu świetlnego odwróconego typu mef4m firmy leica, współpracującego z komputerem wyposażonym w oprogramowanie omnimet enterprise firmy buehler. odczynnikiem trawiącym był nital. w następnej kolejności, na zgładach metalograficznych, przeprowadzono pomiary twardości metodą vickersa przy obciążeniu 49,05 n (hv5) zgodnie z wymaganiami pn-en iso 9015-1. analiza wyników badań przemian strukturalnych stali s700mc w warunkach oddziaływania symulowanych cykli cieplnych spawania na podstawie badań przemian strukturalnych stali s700mc w warunkach oddziaływania symulowanych warunków cieplnych wyznaczono wykres ctpc-s wraz z wykresem uzupełniającym rozkładu twardości w funkcji czasu chłodzenia t8/5 (rys. 3). z przeprowadzonych badań wynika, że w funkcji czasu chłodzenia t8/5 mikrostruktura stali s700mc zmienia się w następujący sposób (rys. 4): – przy czasie chłodzenia t8/5 krótszym od ok. 3 s występuje martenzyt, – przy czasie chłodzenia t8/5 od ok. 3 do ok. 10 s występuje mieszanina martenzytu i bainitu, – w zakresie czasu chłodzenia t8/5 od ok. 10 do ok. 14 s występuje bainit, – przy czasie chłodzenia t8/5 dłuższego od 14 s zaczyna pojawiać się ferryt, – w zakresie czasu chłodzenia t8/5 od ok. 60 s do ok. 200 s mikrostrukturę stali stanowi mieszanina bainitu i ferrytu. uzyskane wyniki badań pokazują, że procesy związane z przemianą alotropową γ-α zachodzące w stali s700mc podczas stygnięcia nie mogą stanowić podstawy oceny jej własności spawalniczych. zgodnie z wyznaczonym wykrerys. 3. wykres przemian fazowych w stali s700mc w warunkach spawalniczych ctpc-s wraz z wykresem uzupełniającym dotyczącym zmiany twardości w funkcji czasu chłodzenia t8/5 fig. 3. chart of structural changes in the steel s700mc in terms of welding cct-s together with complementary graph on the distribution of hardness as a function of the cooling time t8/5 czas chłodzenia t8/5 = 1,82 s martenzyt; 262 hv5 czas chłodzenia t8/5 = 3,40 s martenzyt + bainit; 238 hv5 czas chłodzenia t8/5 = 8,18 s bainit + martenzyt; 235 hv5 czas chłodzenia t8/5 = 12,96 s bainit; 215 hv5 czas chłodzenia t8/5 = 14,12 s bainit + niewielkie ilości ferrytu; 207 hv5 czas chłodzenia t8/5 = 20,86 s bainit + ferryt; 208 hv5 czas chłodzenia t8/5 = 58,70 s bainit + ferryt; 180 hv5 czas chłodzenia t8/5 = 97,18 s ferryt + bainit; 190 hv5 rys. 4. mikrostruktura stali s700mc w funkcji czasu stygnięcia t8/5 fig. 4. s700mc steel microstructure as a function of the cooling time t8/5 9przegląd spawalnictwa vol. 87  10/2015 sem ctpc-s w stali s700mc zachodzi przemiana martenzytyczna, lecz nie skutkuje to wzrostem twardości (rys. 5) w stosunku do twardości materiału rodzimego. potwierdza to tezę, że węgiel znajdujący się w roztworze, w niewielkim stopniu bierze udziału w umocnieniu stali i nie jest czynnikiem dominującym w przemianach fazowych. stal s700mc charakteryzuje się małą hartownością, z powodu małej ilości niezwiązanego węgla (około 0,03%) i innych pierwiastków stopowych. przy krótkim czasie stygnięcia tworzy się martenzyt, ale jest to martenzyt niskowęglowy, który nie obniża własności plastycznych stali. przeprowadzone pomiary twardości w całym zakresie analizowanych czasów chłodzenia t8/5 nie wykazały skłonności stali s700mc do pękania zimnego (maksymalna zmierzona twardość nie przekracza wartości 270 hv). wraz z wydłużaniem czasu stygnięcia twardość maleje, co spowodowane jest przede wszystkim zwiększeniem udziału ferrytu w strukturze badanej stali i rozrostem ziarna. rys. 5. wyniki pomiarów twardości hv5 symulowanych obszarów swc stali s700mc fig. 5. results of measurements of hardness hv5 simulated haz areas of steel s700mc podsumowanie analiza materiału rodzimego stali s700mc wykazała, że charakteryzuje się ona silnie zdefektowaną strukturą bainityczno-ferrytyczną. skład chemiczny stali, obecność mikrododatków tytanu i niobu oraz kontrola stopnia zgniotu, temperatury walcowania i szybkości chłodzenia po walcowaniu pozwoliły na osiągnięcie granicy plastyczności na poziomie 700 mpa. bardzo niska zawartość węgla (0,056%), który w dużej części został związany poprzez ti oraz nb, skutkuje zmniejszeniem jego udziału w umocnieniu przez przesycenie roztworu α i ogranicza oddziaływanie w trakcie przemian γ-α. cykl cieplny spawania znacznie różni się od cyklu obróbki termomechanicznej, przede wszystkim bardzo dużą szybkością nagrzewania i chłodzenia w obszarze swc, krótkim czasem wytrzymania w temperaturze maksymalnej oraz bardzo często nakładaniem się dwóch lub więcej cykli cieplnych podczas spawania wielowarstwowego. jednym z elementów oceny spawalności stali jest analiza przemian fazowych austenitu w czasie chłodzenia. w przypadku badanej stali w całym zakresie zmiennego czasu chłodzenia t8/5 nie zaobserwowano zmian mogących świadczyć o obniżeniu własności plastycznych w obszarze swc. wprawdzie przy bardzo krótkim czasie stygnięcia t8/5, poniżej 3 s, zachodzi przemiana martenzytyczna, ale powstaje wówczas martenzyt niskowęglowy o twardości zbliżonej do twardości materiału rodzimego. uzyskane wyniki badań sugerują, że analiza przemian austenitu zachodzących w stali s700mc podczas stygnięcia nie może stanowić podstawy oceny jej spawalności, która w głównej mierze jest uzależniona od oddziaływania mikrododatków stopowych oraz ich roli w umocnieniu stali. praca.finansowana.z.grantu.badawczego:.„sterowanie.własnościami.i.strukturą.spoin.stali.obrabianych.termomechanicznie. o.wysokiej.granicy.plastyczności”,.nr.n.n507.321040,.politechnika.śląska.w.gliwicach . literatura [1] nishioka k., ichikawa k.: progress in termomechanical control of steel plates and their commercialization, science and technology of advanced materials, vol. 13, no. 2, april 2012, pp. 1-20. [2] chen b., yu h.: hot ductility behaviour of v-n and v-nb microalloyed steels, international journal of minerals, metallurgy and materials, vol. 19, no. 6, june 2012, p. 525. [3] lee, h. shin, k. park: evaluation of high strength tmcp steel weld for use in cold regions, journal of constructional steel research 74 (2012), pp. 134–139. [4] lisiecki a.: diode laser welding of high yield steel. proc. of spie vol. 8703, laser technology 2012: applications of lasers, 87030s (january 22, 2013), doi: 10.1117/12.2013429. [5] górka j.: własności i struktura złączy spawanych stali obrabianej termomechanicznie o wysokiej granicy plastyczności, wydawnictwo politechniki śląskiej, gliwice 2013. [6] grajcar a., różański m., stano s.: effect of heat input on microstructure and hardness distribution of laser welded si-al trip-type steel, advances material science engineering. 2014, article id 658947, pp. 1÷8. [7] górka j.: weldability of thermomechanically treated steels having a high yield point, archives of metallurgy and materials, volume 60, issue 1/2015, pp. 469-475. [8] górka j.: changes in the structure and properties of the steel s700mc by heat treatment, advanced material research, vol. 1036/2014, pp. 111-116. [9] mikno z., grzesik b., łomozik m., zeman m., pilarczyk a.: opracowanie systemu metodyki pomiarowej w badaniach przemian strukturalnych w stalach, w warunkach cykli cieplnych spawania. projekt badawczy własny nr n505 002 31/0255, instytut spawalnictwa, gliwice 2006 -2009. [10] łomozik m., pilarczyk a.: tpf 3.0 do tworzenia wykresów przemian fazowych austenitu w stalach w warunkach spawalniczych ctpc-s. przegląd spawalnictwa, nr 3, 2012, s. 23-27. ps 02 2017 44 przegląd  spawalnictwa vol. 89 2/2017 plan spawania  wymiennika ciepła 65 kw a plan of welding the 65 kw plate heat exchanger streszczenie przedstawiono plan spawania wymiennika ciepła 65 kw. przedstawiono stosowane materiały podstawowe i dodatkowe do spawania, technologię spawania oraz wymagania dla personelu spawalniczego. omówiono zagadnienia dotyczące przygotowanie elementów do spawania, prostowania po spawaniu, badań nieniszczących oraz naprawy wadliwych złączy. zaprezentowano zagadnienia dotyczące spawania komór przejściowych, wstępnego spawania komory spalania oraz montażu i spawania konstrukcji wymiennika. słowa  kluczowe:  spawanie; plan spawania; wymiennik ciepła; technologia spawania abstract a plan of welding the 65 kw plate heat exchanger is presented in the article. basic and filler materials used in welding, technology of welding, as well as the requirements relating to the welding personnel are shown. issues referring to the preparation of elements to welding, straightening after welding, non-destructive testing, and reparation of faulty joints are described. problems of welding transient chambers, initial welding of combustion chambers, and an assembly and welding the frame of the plate heat exchanger are provided. keywords: welding; plan of welding; plate heat exchanger; technology of welding wstęp konstrukcje spawane wykonuje się wykorzystując posiadane urządzenia i umiejętności w zakresie stosowanej metody spawania. w celu zapewnienia spawanym wyrobom wymagane kształty, jakość połączeń spawanych i wysoką wydajność ich wytwarzania, sporządza się technologiczne plany spawania. zawierają one przebieg czynności które należy wykonać w celu wytworzenia wyrobu. technologiczny plan spawania tworzy się na podstawie dokumentacji technicznej wyrobu, zweryfikowaną pod kątem wymagań spawalniczych przez personel nadzoru nad pracami spawalniczymi zakładu wykonującego ten wyrób [16÷33]. instrukcja spawania zakres stosowania niniejsza instrukcja dotyczy wykonania wymiennika ciepła metodą 141. obejmuje ona spawanie elementów ze stali wysokostopowej x5crni18-10. materiały podstawowe materiałem podstawowym dla wykonania wymiennika wina być stal konstrukcyjna wysokostopowa x5crni18-10 stosowana w przemyśle spożywczym, chemicznym, transporcie. dobrze spawalna nie wymaga podgrzewania przed i po spawaniu. odstępstwem jest wyżarzanie odprężające w przypadku stosowania w środowisku gdzie może wystąpić korozja naprężeniowa. jacek słania, piotr janowski przeglad welding technology review dr hab. inż. jacek słania, prof. pcz – politechnika częstochowska; mgr inż. piotr janowski – ekomal s.c., wieluń. autor korespondencyjny/corresponding author: jacek_slania@poczta.onet.pl materiały dodatkowe do wykonania wymiennika należy zastosować: – gaz osłonowy argon wg pn en iso 14175 (99,995%) – pręty lite lnt 304l si długość 1000 mm, średnica 2 mm wg pn en iso 14343 (przeznaczone do spawania elementów jednogatunkowych stali wysokostopowych z przeznaczeniem do przemysłu spożywczego, chemicznego). nietopliwa elektroda wolframowa  do wykonania wymiennika należy zastosować: – wt2 długość 175 mm, średnicy 2,4 mm do spawania metodą tig w osłonie argonu prądem stałym stali niskostopowych, wysokostopowych, stopów niklu, stopów tytanu i miedzi. skład chemiczny: – wolfram 98% – dwutlenek toru 2%, stanowisko do spawania  stanowisko składa się z inwertorowego urządzenia spawalniczego faltig 250dc wyposażonego w uchwyt spawalniczy. butli 40l gazu osłonowego, przewodu zasilającego i przewodów spawalniczych,uchwytu spawalniczego z elektrodą wolframową wt2 do spawania prądem stałym stali niskostopowych i wysokostopowych. uchwyt chłodzony jest przepływającym gazem osłonowym. przyłbica spawalnicza z filtrem samościemniającym działającym w zakresie 9-13 din firmy speedglas. odzież ochronna. 45przegląd  spawalnictwa vol. 89 2/2017 technologia spawania parametry spawania (pwps). spawanie należy wykonać metodą tig zgodnie z opracowanymi wstępnymi instrukcjami pwps zgodnie z pn en iso 15609-1. złącza teowe, rodzaj spoiny fw, pozycja pb oraz pf. po przeprowadzeniu kwalifikacji technologii spawania, na stanowiska winny trafić instrukcje technologiczne spawania (wps), w celu stosowania ich podczas wykonywania prac spawalniczych. wymagania stawiane personelowi spawalniczemu całość nadzoru nad pracami spawalniczymi, przy wytwarzaniu wymiennika ciepła należy powierzyć inżynierowi spawalnikowi. nadzór nad wykonaniem prac spawalniczych należy powierzyć kierownikowi lub brygadziście. wykonawstwo prac spawalniczych należy powierzyć spawaczom, którzy oprócz podstawowego szkolenia dla spawaczy posiadają aktualne potwierdzone uprawnienia wg pn-en iso 9606-1. przygotowanie elementów do spawania elementy składowe konstrukcji wymiennika w postaci rur i profili zamkniętych ciąć na pile mechanicznej (taśmowej), po uprzednim wytrasowaniu. krawędzie rur zaokrąglić w celu usunięcia ostrych krawędzi. elementy składowe w postaci blach należy ciąć na laserze cnc (usługa w kooperacji zlecana na zewnątrz), a następnie poddać obróbce gięcia i walcowania. powierzchnie podlegające spawaniu oczyścić z foli zabezpieczającej, tłuszczy i innych zanieczyszczeń. spoiny sczepne wykonać metodą tig. dla złączy doczołowych podziałka t spoin sczepnych powinna wynieść: t = (20-30). dla złączy ze spoinami pachwinowymi podziałka t spoin sczepnych powinna wynieść: t = (20-30). dla złączy doczołowych wartości współczynników a (grubość) oraz l (długość) spoin sczepnych powinny wynieść: a = 1-3 mm, l = 3-5 mm. dla złączy ze spoinami pachwinowymi wartości współczynników a (grubość) oraz l (długość) spoin sczepnych powinny wynieść: a = 1-3 mm, l = 3-5 mm. w przypadku spawania elementów o różnych grubościach ścianki t.j. rury do dna sitowego, parametry spoin sczepnych należy dobrać do mniejszych grubości. spawanie konstrukcji wymiennika ciepła wykonywać w hali spawalni zakładu w temperaturze powyżej 5 stopni celsjusza. stanowisko powinno być zabezpieczone przed przeciągami. kolejność wykonywanych operacji montażowych i spawalniczych zawiera karta technologiczna spawania stanowiąca załącznik niniejszego dokumentu. po zakończeniu spawania należy wytrawić spoiny. uchwyty pomocnicze, służące zespawaniu konstrukcji należy wykonać ze stali identycznej z materiałem rodzimym (x5crni18-10). spawanie elementów pomocniczych winno być prowadzone w sposób analogiczny, jak spawanie spoin sczepnych. po wykonaniu spawania należy te elementy usunąć poprzez cięcie szlifierkami, lub plazmą ręczną następnie ostre krawędzie stępić. należy zwrócić szczególną uwagę aby używać tarcz do szlifierek przeznaczonych do stali wysokostopowych. prostowanie elementów wymiennika po spawaniu nadmierne odkształcenia po procesach spawalniczych nie maja wpływu na sprawność wymiennika. zastosowanie palnika olejowego podczas eksploatacji niweluje naprężenia spawalnicze, a zatem nie wykonuje się operacji prostowania w większości przypadków. prostowanie mechaniczne wymagane jest tylko i wyłącznie w przypadku uniemożliwienia przez odkształcenia spawalnicze montażu elementów współpracujących z wymiennikiem t.j. przyłącze palnika oraz komina spalin. dziennik spawania podczas prowadzenia prac spawalniczych wymiennika, należy prowadzić dziennik spawania. prowadzenie dziennika spawania należy powierzyć kierownikowi lub brygadziście. dziennik spawania powinien zawierać: – listę spawaczy uprawnionych do spawania wymiennika; – potwierdzenie prawidłowej jakości zestawiania i spawania elementów wymiennika, poprzez podpis pracownika działu kontroli jakości. jeżeli występują odstępstwa od żądanej jakości czy technologii spawania, pracownik działu kontroli jakości powinien to odnotowywać w dzienniku spawania; – dziennik spawania po wykonaniu prac spawalniczych wymiennika powinien być przechowywany wraz z dokumentacją wykonawczą wymiennika. badania złączy spawanych wymiennika wymiennik poddać badaniom wizualnym. wykonać badanie szczelności oraz wstępne wygrzewanie wymiennika. wszystkie spoiny powinny mieścić się w poziomie jakości b, wg pn-en iso 5817. spoiny pachwinowe podlegają pomiarom długości i grubości. naprawa wadliwych złączy wadliwe spoiny należy naprawić poprzez usunięcie wadliwej spoiny i ponowne jej wykonanie. poprawę wadliwych złączy należy powierzyć spawaczowi, który wykonywał wcześniej dane spoiny. dopuszcza się ponowne wykonanie usuniętych wadliwych złączy przez innego spawacza, pod warunkiem posiadania przez niego odpowiednich uprawnień. naprawę wadliwych spoin należy przeprowadzić z użyciem tych samych materiałów dodatkowych, oraz stosując tą samą metodę spawania. po naprawie, wykonane spoiny należy ponownie poddać badaniom wizualnym. karta technologiczna spawania wymiennika ciepła 65kw przed rozpoczęciem prac spawalniczych, należy skompletować dokumentację wykonawczą (t.j rysunki techniczne fotografie jeżeli są dostępne), umożliwiającą przeprowadzenie czynności spawalniczych. następnie zgromadzić materiały dodatkowe do spawania w postaci butli z gazem osłonowym, drutem elektrodowym itp, a także skontrolować stanowisko do spawania pod kątem bhp i ppoż. spawanie komór przejściowych w pierwszej kolejności należy wykonać spoiny sczepne naroży komór przejściowych 1, 2 oraz 3 (rys. 1). następnie należy spawać złącza narożne wg. załączonego rysunku 1 (spoiny pachwinowe) w kolejności i kierunku spawania podanymi na rysunku, obracając komorę tak aby zawsze wykonywać spoiny w pozycji podolnej pa. po wykonaniu tych czynności należy zamknąć komorę przejściową 2 klapą rewizyjną z wykorzystaniem elementów pomocniczych i pozycjonować klapę w pozycji docelowej. następnie stosując łączniki z blachy o składzie chemicznym materiału podstawowego wykonać spoiny sczepne na czas trasowania i wiercenia otworów montażowych klapy. po wykonaniu otworów ø8 odciąć klapy i instalować śruby m8 spawając je w do kołnierza komory w sposób umożliwiający późniejszy montaż klapy rewizyjnej. 46 przegląd  spawalnictwa vol. 89 2/2017 wstępne spawanie komory spalania zawalcowaną komorę spalania należy sczepiać w jednym końcu z odstępem 1-2 mm umożliwiając późniejsze wykonanie złącza doczołowego w celu zamknięcia obwodu płaszcza. następnie montować z zastosowaniem spoin sczepnych pokrywę komory spalania i wykonać spoinę pachwinową złącza narożnego komory spalania. kolejność wykonywania spoin podana na rysunku 2. rys. 1. kolejność spawania komór [15] fig. 1. an order of welding chambers [15] komora 1 komora 2 komora 3 rys. 2. kolejność spawania pokrywy komory spalania [15] fig. 2. an order of welding the combustion chamber’s lid [15] montaż i spawanie konstrukcji wymiennika ustawienie na płycie montażowej w zadanej odległości komór przejściowych 1, 2 oraz 3 przytwierdzając je do siebie i podłoża spoinami sczepnymi (do odcięcia). następnie ustawić rury w pozycjach docelowych i wykonać ich spoiny sczepne. kolejną czynnością jest ustawienie podpory komory przejściowej 2 i wykonanie spoin sczepnych (do odcięcia). należy wstawić płaszcz komory spalania w otwór komory przejściowej 1, należy zachować współosiowość z wcześniej zainstalowanymi rurami. następnie z wykorzystaniem śruby rozporowej należy docisnąć odcinki płaszcza do otworu i wykonać spoiny sczepne. kolejną czynnością jest wykonanie spoin sczepnych i spawanie płaszcza komory spalania wzdłuż jego osi kolejność podana na rysunku 2. odciąć wymiennik od płyty montażowej. rys. 3. kolejność spawania płaszcza komory spalania [15] fig. 3. an order of welding the combustion chamber’s casing [15] spawanie wymiennika rozpoczynamy od wykonania spoin obwodowych rur ø60,3 mm do komór przejściowych 1, 2 oraz 3, kolejność i kierunek podany na zaznaczonym rysunku 3, a następnie płaszcza komory spalania do komory przejściowej 1 – rysunek 4. spoiny pachwinowe obwodowe rur należy wykonać w pozycji pb obracając wymiennik o 180°. po wykonaniu tych spoin należy instalować klapę rewizyjną na wcześniej wspawanych śrubach m8 uszczelniając obwodowo z wykorzystaniem maty szklanej. następnie ustalić położenie pokryw komór przejściowych 1 oraz 3 i wykonać spoiny sczepne. spoiny pachwinowe obwodowe pokryw należy wykonać w pozycji pb. kolejność wykonania spoin sczepnych oraz obwodowych ilustruje rysunek 5. rys. 4. kolejność spawania komory spalania do komory przejściowej 1 [15] fig. 4. an order of welding a combustion chamber into the transient chamber 1 [15] 5 pachwinowe) w kolejności i kierunku spawania podanymi na rysunku, obracając komorę tak aby zawsze wykonywać spoiny w pozycji podolnej pa. po wykonaniu tych czynności należy zamknąć komorę przejściową 2 klapą rewizyjną z wykorzystaniem elementów pomocniczych i pozycjonować klapę w pozycji docelowej. następnie stosując łączniki z blachy o składzie chemicznym materiału podstawowego wykonać spoiny sczepne na czas trasowania i wiercenia otworów montażowych klapy. po wykonaniu otworów ø8 odciąć klapy i instalować śruby m8 spawając je w do kołnierza komory w sposób umożliwiający późniejszy montaż klapy rewizyjnej. rys. 1. kolejność spawania komór [15] fig. 1. an order of welding chambers [15] wstępne spawanie komory spalania zawalcowaną komorę spalania należy sczepiać w jednym końcu z odstępem 1-2mm umożliwiając późniejsze wykonanie złącza doczołowego w celu zamknięcia obwodu płaszcza. następnie montować z zastosowaniem spoin sczepnych pokrywę komory spalania i wykonać spoinę pachwinową złącza narożnego komory spalania. kolejność wykonywania spoin podana na załączonym rys. 2. 6 rys. 2 kolejność spawania pokrywy komory spalania [15] fig. 2. an order of welding the combustion chamber’s lid [15] montaż i spawanie konstrukcji wymiennika ustawienie na płycie montażowej w zadanej odległości komór przejściowych 1, 2 oraz 3 przytwierdzając je do siebie i podłoża spoinami sczepnymi (do odcięcia). następnie ustawić rury w pozycjach docelowych i wykonać ich spoiny sczepne. kolejną czynnością jest ustawienie podpory komory przejściowej 2 i wykonanie spoin sczepnych (do odcięcia). należy wstawić płaszcz komory spalania w otwór komory przejściowej 1, należy zachować współosiowość z wcześniej zainstalowanymi rurami. następnie z wykorzystaniem śruby rozporowej należy docisnąć odcinki płaszcza do otworu i wykonać spoiny sczepne. kolejną czynnością jest wykonanie spoin sczepnych i spawanie płaszcza komory spalania wzdłuż jego osi kolejność podana na załączonym rys. 2. odcinąć wymiennik od płyty montażowej. 7 rys. 3. kolejność spawania płaszcza komory spalania [15] fig. 3. an order of welding the combustion chamber’s casing [15] spawanie wymiennika rozpoczynamy od wykonania spoin obwodowych rur ø60,3 mm do komór przejściowych 1, 2 oraz 3, kolejność i kierunek podany na zaznaczonym rys.3, a następnie płaszcza komory spalania do komory przejściowej 1 rys. 4. spoiny pachwinowe obwodowe rur należy wykonać w pozycji pb obracając wymiennik o 180°. po wykonaniu tych spoin należy instalować klapę rewizyjną na wcześniej wspawanych śrubach m8 uszczelniając obwodowo z wykorzystaniem maty szklanej. następnie ustalić położenie pokryw komór przejściowych 1 oraz 3 i wykonać spoiny sczepne. spoiny pachwinowe obwodowe pokryw należy wykonać w pozycji pb. kolejność wykonania spoin sczepnych oraz obwodowych ilustruje rys.5. 8 rys. 4. kolejność spawania komory spalania do komory przejściowej 1.[15] fig. 4. an order of welding a combustion chamber into the transient chamber 1. [15] 47przegląd  spawalnictwa vol. 89 2/2017 8 rys. 4. kolejność spawania komory spalania do komory przejściowej 1.[15] fig. 4. an order of welding a combustion chamber into the transient chamber 1. [15] komora 1 komora 2 komora 3 rys. 5. kolejność spawania rur do komór przejściowych [15] fig. 5. an order of welding pipes into transient chambers [15] kolejnym etapem jest instalowanie króćca komina spalin, króćca palnika, a następnie montaż ograniczników. króciec komina ø150 oraz palnika ø109 należy ustawić osiowo w stosunku do rur i komory spalania. należy wykonać spoiny sczepne i spoiny obwodowe pachwinowe w pozycji pf. kolejność spawania została podana na rysunku 6. po wykonaniu spoin obwodowych należy ustalić pozycje ograniczników oraz wykonać spoiny sczepne i pachwinowe w pozycji pf. długość spoin została podana na rysunku 7, a kierunek spawania podany na rysunku 6. kolejną czynnością jest spawanie kołnierza przyłączeniowego palnika. w pierwszej kolejności należy przyspawać nakrętki m8 w osi otworów ø10 kołnierza. następnie otwór w kołnierzu ustawić osiowo i prostopadle do rury króćca przyłączeniowego palnika wykonać spoiny sczepne i obwodowe w pozycji pf wg rysunku 6. przeprowadzenie kontroli przez sprawdzenie szczelności i wykonanie wstępnego wygrzewania wymiennika z wykorzystaniem palnika olejowego firmy riello rg1 20-60kw. komora 1 komora 3 rys. 6. kolejność spawania pokryw komór przejściowych [15] fig. 6. an order of welding transient chambers’ lids [15] rura palnika ogranicznik oraz kołnierz palnika króciec oraz ogranicznik komina palnika rys. 7. kolejność spawania elementów dodatkowych [15] fig. 7. an order of welding additional elements [15] 48 przegląd  spawalnictwa vol. 89 2/2017 podsumowanie planowanie procesów spawalniczych jest zalecane dla wszelakich typów konstrukcji. tylko planowanie i przemyślany algorytm cyklu produkcyjnego przekłada się na produkt oczekiwany efekt końcowy. dla zapewnienia wysokiej jakości konstrukcji gdzie występują procesy spawalnicze niezbędne jest planowanie począwszy od doboru materiału poprzez zamówienia elementów składowych po nadzór przed w trakcie i po wykonanych pracach spawalniczych. przedstawiony plan spawania wymiennika ciepła powinien być ściśle przestrzegany począwszy od zamawiania materiału poprzez jakościowe wycinanie i przygotowanie elementów do spawania. nadzór wymagany jest od samego początku. brak kontroli może przełożyć się na utratę poziomu jakości wyrobu np. zbyt duże szczeliny rowków spawalniczych będące wynikiem niedokładnego cięcia, a zatem duży skurcz, odkształcenia. nie przestrzeganie kolejności spawania może spowodować nadmierne odkształcenia, a nawet pęknięcia spoin [14]. opracowanie planu spawania ma na celu przeprowadzenie procesu produkcyjnego w sposób prawidłowy umożliwiający jednocześnie spawaczowi prace w najkorzystniejszych pozycjach spawania, przekłada się to na wyniki ekonomiczne i jakościowe produkcji. każdy z przedstawionych etapów jest ściśle ze sobą powiązany, tylko prawidłowa ich współpraca pozwoli na uzyskanie produktu o wymaganych cechach jakościowych. każde odstępstwo od zaplanowanych działań może spowodować dodatkowe nieplanowane prace naprawcze, a zatem nakłady finansowe. tylko przestrzeganie określonych wytycznych prowadzi do uzyskania prawidłowego przebiegu produkcji przy zachowaniu terminów umownych i wymagań jakościowych. literatura [1] praca zbiorowa.: poradnik inżyniera ii spawalnictwo wnt, warszawa 2005. [2] ferenc k.: spawalnictwo wydawnictwa naukowo-techniczne warszawa 2005. [4] tasak e.: metalurgia spawania wydawnictwo jak andrzej choczewski 2008. [5] domański s.: ślusarstwo i spawalnictwo z materiałoznawstwem wydawnictwa szkolne i pedagogiczne warszawa 1973. [6] kurpisz b.: technologiczne plany spawania. skrypt, gliwice, 1991. [7] mazur m.: podstawy spawalnictwa wydawnictwo politechniki śląskiej gliwice 1993. [8] grundmann j.: wpływ zawartości co2 w argonie na wydajność i efektywność procesu spawania mag. biuletyn instytutu spawalnictwa nr 5/2012, str. 145-149. [9] dobaj e.: maszyny i urządzenia spawalnicze (wydanie drugie). wydawnictwa naukowo techniczne warszawa 1994, 2005. [10] myśliwiec m.: spawalnictwo wydawnictwa naukowo – techniczne warszawa 1981. [11] pierożek b., lassociński j.: spawanie łukowe stali w osłonach gazowych wydawnictwa naukowo – techniczne warszawa 1987. [12] biały w.: maszynoznawstwo wydawnicawa naukowo – techniczne warszawa 2003. [13] opartny-myśliwiec d., myśliwiec m.: techniki wytwarzania spawalnictwo państwowe wydawnictwo naukowe 1981. [14] słania j., skóra j.: plan spawania wymiennika ciepła chłodzonego powietrzem, przegląd spawalnictwa, nr 2/2011, str. 19-26. [15] źródło własne. [16] słania j.: plany spawania. teoria i praktyka. agenda wydawnicza simp, warszawa 2013. [17] słania j.: plan technologiczny spawania płyty gąsienicowej. przegląd spawalnictwa, 2010, nr 3, str. 16-25. [18] słania j., kaczor t.: plan spawania zbiornika ciśnieniowego. przegląd spawalnictwa, 2010, nr 4, str. 9-18. [19] słania j., kwiecień l., jarosiński j.: plan spawania kotłów płomienicowopłomieniówkowych. przegląd spawalnictwa, 2010, nr 6, str. 32-40. [20] słania j., skóra j.: plan spawania wymiennika ciepła chłodzonego powietrzem. przegląd spawalnictwa 2011, nr 2, str. 16-22. [21] słania j.: plan spawania carg płaszcza pieca obrotowego. przegląd spawalnictwa 2011, nr 2, str. 36-41. [22] słania j., wodecki d.: plan spawania belki poprzecznej dźwigu. przegląd spawalnictwa 2011, nr 2, str. 30-35. [23] słania j.: istota planów spawania. przegląd spawalnictwa 2011, nr 2, str. 3-9. [24] słania j.: plan spawania napraw bieżących kotłów parowych, wodnych i stałych zbiorników ciśnieniowych. przegląd spawalnictwa 2011, nr 2, str. 22-30. [25] słania j., kwiecień l., jarosiński j.: kotły płomienicowo-płomieniówkowe – plan spawania oraz kontroli i badań. dozór techniczny 2011, nr 2, str. 35-41. [26] słania j., chomiuk s., dadak r.: plan spawania dla konstrukcji uzupełniającej – trawresy. przegląd spawalnictwa 2012, nr 2, str. 3-6. [27] słania j., marcinkiewicz h., kiełbik m.: plan spawania elementu obudowy kopalnianej – osłony odzawałowej. przegląd spawalnictwa 2012, nr 2, str. 6-16. [28] słania j., fryc h.: spawanie pojazdów szynowych – plany spawania. przegląd spawalnictwa 2012, nr 2, str. 16-20. [29] słania j.: plan spawania stalowej kładki dla pieszych i. przegląd spawalnictwa 2012, nr 2, str. 20-24. [30] słania j.: plan spawania stalowej kładki dla pieszych ii. przegląd spawalnictwa 2012, nr 2, str. 24-26. [31] słania j., urbańczyk p.: technologia wytwarzania oraz plan kontroli jakości przegrzewacza pary kotła parowego wg pn-en 12952-5. przegląd spawalnictwa 2012, nr 5, str. 29-41. [32] chromik d., słania j.: plan spawania ciśnieniowego zespołu rurowego. przegląd spawalnictwa 2012, nr 11, str. 29-32. [33] balcerzak m., słania j.: spawanie zbiornika bezciśnieniowego do magazynowania oleju opałowego. przegląd spawalnictwa 2012, nr 11, str. 33-38. 201309_pspaw_gjgy.pdf 20 przegląd spawalnictwa 9/2013 piotr białucki andrzej ambroziak wiesław derlukiewicz artur lange tomasz bednarek wpływ lutospawania łukowego na właściwości złączy stali ocynkowanej ogniowo influence of arc braze welding on the properties  of joints of dip galvanized steel r in . piotr iałucki, prof. dr ha . in . andrzej am roziak, dr in . wiesław erlukiewicz, dr in . artur lange, mgr in . tomasz ednarek – politechnika wrocławska. a stract in welding of thick elements covered with fire deposited layer of zinc is common practice the removing of the layer of zinc and then welding of joint by the mag method. after that joint is cleaned up and is protected by layer of anticorrosive paint on base of zinc, aluminum or al-zn in spray. during welding of thick sheet metals arises so a lot of warmth, that the zinc layer undergoes the damage often even the inside steel profiles or on opposite side of sheet metals which influences on decrease the resistance of corrosive part. the paper presents results of research on soldering of such elements using two low-energy methods of mig welding and three copper base filler metal, grade cusi3, cual8 and cusn6. the completed brazed joints were tested visually and metallographically. corrosion resistance and shear strength tests were determined also. the obtained joints without melting of steel showed shear strength in the range 305÷360 mpa for filler metal cusi3 and cual8 and 208÷233 mpa for cusn. treszczenie w spawaniu grubych elementów pokrytych ogniowo cynkiem częstą praktyką jest mechaniczne usuwanie warstwy cynku i wykonywanie spoin metodą mag, następnie spoiny oczyszcza się i zabezpiecza warstwą farby antykorozyjnej na bazie cynku, aluminium lub al-zn w sprayu. podczas procesu spawania grubych blach wydziela się tak dużo ciepła, że często ulega uszkodzeniu nawet warstwa cynkowa wewnątrz stalowych profili lub po przeciwnej stronie blach, co wpływa na zmniejszenie odporności korozyjnej części. w pracy przedstawiono wyniki badań nad lutospawaniem takich części z wykorzystaniem dwóch niskoenergetycznych metod spawania mig oraz trzech spoiw na bazie miedzi: cusi3, cual8 i cusn6. wykonane złącza lutospawane poddano badaniom wizualnym, wytrzymałościowym, metalograficznym i korozyjnym. uzyskano złącza bez nadtopienia stali wykazujące wytrzymałość na ścinanie w granicach 305÷360 mpa dla spoiw cusi3 i cual8 oraz 208÷233 mpa dla spoiwa cusn. wstęp w celu zabezpieczenia stali przed korozją stosuje się powłoki cynkowe. w wielu przypadkach elementy ocynkowane w postaci blach, kształtowników, taśm i rur podlegają łączeniu metodami spawalniczymi. grubość takich elementów wynosi niejednokrotnie ponad 3 mm, a grubość warstwy cynkowej na nich ponad 80 μm. zastosowanie tradycyjnych metod spawania łukowego do łączenia blach pokrytych cynkiem stwarza wiele trudności ze względu na intensywne parowanie cynku (temperatura topnienia cynku wynosi 419°c, a temperatura wrzenia ok. 906°c). powstające w trakcie spawania pary i tlenki tego metalu prowadzą do tworzenia się w złączu spawanym porów i pustek gazowych, pęknięć, braków przetopu i przyklejeń, łuk jarzy się niestabilnie, a spawany element traci swoje pierwotne właściwości antykorozyjne [1]. 21przegląd spawalnictwa 9/2013 powszechnie stosowaną metodą w spawaniu elementów pokrytych ogniowo cynkiem jest mechaniczne usuwanie warstwy cynku, a następnie wykonanie spoin metodą mag. na koniec spoiny oczyszcza się i zabezpiecza warstwą cynku, aluminium lub alu-cynku w sprayu. podczas procesu spawania wydziela się tak dużo ciepła, że często ulega uszkodzeniu nawet warstwa cynkowa wewnątrz stalowych profili lub po przeciwnej stronie blach, co wpływa na zmniejszenie odporności korozyjnej części. alternatywą dla procesu spawania mag jest lutospawanie łukowe metodą mig. w procesie tym brzegi łączonych blach przygotowuje się jak do spawania, natomiast proces łączenia odbywa się według zasad lutowania twardego, tzn. krawędzie łączonych materiałów nie ulegają nadtopieniu [2]. lutospawanie metodą mig/mag charakteryzuje się małą ilością wprowadzanego ciepła i ograniczonym wpływem na strukturę strefy wpływu ciepła. jest to możliwe dzięki zastosowaniu spoiw o niskiej temperaturze topnienia, m.in. stopów na osnowie miedzi, np. cusi3, cual8, cusn6 o zakresie temperatury topnienia odpowiednio: 910÷1025°c, 1030÷1040°c i 910÷1040°c oraz dzięki niższym parametrom spawania [3]. cechą charakterystyczną lutospawania jest wąska strefa wpływu ciepła, która nie powoduje znaczącego zniszczenia powłoki ochronnej jak w przypadku spawania mag, stosunkowo mała ilość odprysków, stabilne jarzenie się łuku oraz znacznie mniejsza niż przy spawaniu ilość szkodliwych dymów i par. harakterystyka warstw cynkowych technologia cynkowania ogniowego wykorzystuje zjawisko dyfuzji, które polega na wnikaniu atomów cynku w zewnętrzną warstwę stali podczas kąpieli w roztopionym cynku. w ten sposób na powierzchni elementu stalowego tworzy się stop żelazowo-cynkowy. podczas wyjmowania ocynkowanego przedmiotu z kąpieli cynkowej na zewnętrznej powierzchni stopu pozostaje warstwa czystego cynku (rys. 1). obecność warstw stopowych sprawia, że powłoka cynkowa jest nierozdzielnie związana ze stalowym podłożem. grubość warstwy cynkowej wynosi 55÷100 μm. ogniowa powłoka cynkowa zapewnia nie tylko ochronę bierną jako fizyczna bariera osłaniająca stal, lecz także pełni rolę ochrony elektrochemicznej. powłoka cynkowa wykonana jest z metalu o bardziej ujemnym potencjale elektrochemicznym (cynk – metal mniej szlachetny) niż metal chroniony (stal). pokrywanie metali powłokami anodowymi zapewnia chronionemu metalowi ochronę katodową, gdyż powłoka z metalu mniej szlachetnego działa jako anoda. w przypadku pokrywania powierzchni stalowych cynkiem w razie pojawienia się nieciągłości (rysy, szczeliny) tworzy się ogniwo, w którym katodą jest żelazo, natomiast anodą cynk. wtedy do roztworu przechodzą jony cynku, a nie jony żelaza. tak więc powłoki te nie muszą być zupełnie szczelne. antykorozyjne właściwości powłok cynkowych polegają na tym, że cynk może tworzyć niezwykle odporne i trudno rozpuszczalne powłoki kryjące. tworzą się one podczas kontaktu z powietrzem i wodą. składają się głównie z zasadowego węglanu cynku i to one są odpowiedzialne za właściwą ochronę przed korozją [5]. harakterystyka lutospawania metod mi ma lutospawanie łukowe mig/mag polega na stapianiu drutu elektrodowego (lutu) na materiał łączony ciepłem łuku spawalniczego, jarzącego się pomiędzy tym drutem a materiałem, w osłonie gazu ochronnego (rys. 2). lutospoina powstaje w wyniku zwilżenia przez stopione spoiwo powierzchni materiału łączonego podgrzanego ciepłem łuku oraz wzajemnej dyfuzji składników tych materiałów [6]. nawinięty na szpulę drut elektrodowy (lut) jest podawany za pomocą podajnika drutu w sposób ciągły do obszaru lutospawania. z uwagi na niezbyt dużą sztywność drutów do lutospawania urządzenia powinny być wyposażone w czterorolkowe podajniki o półokrągłych rowkach rolek prowadzących, dostosowanych do średnicy drutu, oraz zastosowanie w systemie podawania drutu wkładek teflonowych lub wykonanych z materiałów grafitowych [6]. doprowadzenie prądu do drutu elektrodowego następuje przez styk prądowy. między końcem drutu elektrodowego a materiałem spawanym jarzy się łuk elektryczny. roztopiony metal drutu elektrodowego przechodzi do jeziorka lutospoiny. metal jeziorka lutospoiny, w miarę przemieszczania się łuku w kierunku lutospawania, krzepnąc, tworzy lutospoinę łączącą brzegi elementu lutospawanego. osłonę metalurgiczną obszaru łuku spawalniczego, ciekłego metalu jeziorka lutospoiny i strefy przylegającej zapewnia doprowadzony przez dyszę gaz osłonowy. gaz osłonowy może być obojętny chemicznie lub aktywny. ys. 1. struktura warstwy cynkowej o prawidłowej budowie [4, 5] ig. 1. structure of zinc coatings with correct conformation [4, 5] 22 przegląd spawalnictwa 9/2013 ys. 2. schemat lutospawania łukowego w osłonie gazu ochronnego [7] ig. 2. scheme of arc braze welding in shield of protective gas [7] materiały dodatkowe do lutospawania poiwa jako materiały dodatkowe do lutospawania metodą gmaw stosuje się tradycyjnie spoiwa na bazie miedzi, takie jak brązy krzemowe, brązy aluminiowe oraz brązy cynowe. najczęściej do lutospawania blach ocynkowanych używa się drutu cusi3. dzięki możliwości użycia nowoczesnych urządzeń spawalniczych możliwe jest stosowanie również spoiw na bazie cynku. firma bedra [8] specjalizująca się m.in. w produkcji brązów do lutospawania zaleca w zależności od gatunku stali odpowiedni rodzaj spoiwa (tabl. i). w tablicy ii podano zawartość pierwiastków i właściwości tych drutów w zależności od gatunku spoiwa. firma ewm w materiałach dotyczących wykorzystania metody coldarc [9] sugeruje wykorzystywanie spoiw na bazie cynku ze względu na niższą temperaturę topnienia spoiw tego typu w stosunku do spoiw na bazie miedzi. dzięki niższej temperaturze procesu nie występują uszkodzenia w powłoce cynkowej, duże naprężenia i odkształcenia spawalnicze, a wykorzystanie tych spoiw zapewnia dobrą odporność korozyjną. stwierdzono, że wytrzymałość połączeń lutospawanych blach ocynkowanych o grubości 0,75 mm z wykorzystaniem spoiwa na bazie cynku jest porównywalna do połączeń lutospawanych spoiwami na bazie miedzi (wytrzymałość połączeń z lutospoiną pachwinową wynosi 340 mpa, natomiast doczołowych 200 mpa, przy użyciu spoiwa na bazie cynku oraz grubości blachy 0,75 mm). firma grillo produkuje druty na bazie cynku w gatunkach: znal2, znal4, znal15 o grubościach: 0,8, 1,0, 1,2 i 1,6 mm [10]. w tablicy iii podano skład chemiczny i wytrzymałość drutów na bazie cynku produkowanych przez polską firmę zn silesia. az osłonowy jako gaz osłonowy w procesach lutospawania gmaw stosuje się przede wszystkim argon (i1 wg pn-en 14175), a także następujące mieszanki: ar + (1÷3)% co2 (m12 wg pn-en 14175),ar + 1% o2 (m13 wg pn-en 14175). stosowanie mieszanek jako gazu osłonowego zmniejsza napięcie powierzchniowe jeziorka spawalniczego, przez co poprawiają się warunki zwilżania i rozpływania stopionego spoiwa na materiale podstawowym. zwiększa się stabilność łuku i następuje poprawa wyglądu lica spoiny oraz zmniejsza się ilość odprysków [1]. w tablicy iv podano zalecany gaz osłonowy w zależności od typu spoiwa stosowanego do lutospawania stali ocynkowanych. ta lica i. zalecany typ spoiwa w zależności od gatunku lutospawanej stali [8] ta le i. recommended filler metal type depending on the type of braze welded steel gatunek stali ocynkowanej spoiwo sf-cu cssm comas cu-si3mn bs60 albz5ni2 albz8 albz8mnf albz9fe albz9ni dc 05 * * * * * * * * * * zste180bh * * * * * * * * * * zste340 o * * * * * * * dp600 o o o o o o * * trip700 o o * odpowiednie o dopuszczalne 23przegląd spawalnictwa 9/2013 spoiwo zawartość pierwiastków, % wag. właściwości nazwa handlowa gat. wg normy din 1733 cu al si sn mn ni p fe inne temp. topnienia rm, mpa wydłużenie a5, % twardość hbw sf-cu nienormowane baza 0,05 1080 220 40 50 cssm sg-cusn baza 0,2 0,8 0,2 0,01 max. 0,5 1020 ÷1050 220 30 60 comas cu6511(wg iso 24373) baza 1,8 0,2 1,0 0,01 1030 ÷1050 285 45 62 cusi3mn sg-cusi3 baza 2,9 0,9 max. 0,5 965 ÷1035 350 40 80 bs60 nienormowane baza 0,25 6,0 0,25 max. 0,5 900 ÷1040 359 44 101 albz5ni2 cu6061 (wg iso 24373) baza 5,0 0,2 2,0 max. 0,5 1060 ÷1085 353 45 84 albz8 sg-cual8 baza 8,0 1030 ÷1040 430 40 100 albz8mnf sg -cual8ni2 baza 8,0 2,0 2,0 2,0 max. 0,5 1030 ÷1050 530 30 140 albz9fe sg -cual10fe baza 9,5 1,2 max. 0,5 1030 ÷1040 500 35 140 albz9ni sgcual8ni2 baza 9,0 2,0 2,5 1,5 max. 0,5 1030 ÷1050 530 30 150 ta lica ii. właściwości spoiw na bazie miedzi do lutospawania stali ocynkowanych [8] ta le ii. properties of filler metals based on the cooper used for braze welding of zinc [8] ta lica iii. właściwości spoiw na bazie cynku do lutospawania [11] ta le iii. properties of filler metals based on the zinc used for braze welding [11] spoiwo zawartość pierwiastków, % wag., wg pn-en iso 14919 wytrzymałość rm mpazn al pb cd pb+cd sn fe cu si znal15 (lh) 84÷86 14÷16 0,005 0,005 0,006 0,001 0,05 0,01 0,12 180÷225 zn99,99 (dh) 99,99 0,005 0,005 0,006 0,001 0,003 0,002 120÷145 ta lica i . zalecany gaz osłonowy w zależności od typu spoiwa do lutospawania [12] ta le i . recommended shielding gas depending on the type of filler metal for braze welding [12] spoiwo zalecany gaz osłonowy właściwości wytrzymałościowe spoiwa nazwa handlowa gatunek wg din 1733 rm, mpa a5, % hb 903m sg-cusi3 i1 (100% ar) 300÷330 40 80÷90 904m sg-cusn12 i1 (100% ar) 300 40 110 906m sg-cual8 m13 (argon + 2% o2) lub m12 (argon + 2,5% co2) 430 40 150 911m sg-cusn m13 (argon + 2% o2) lub m12 (argon + 2,5% co2) 200 30 60 910m sg-cual8ni6 i1 (100% ar) 590 30 140÷180 907m sg-cusn6 i1 (100% ar) 350 30 100 24 przegląd spawalnictwa 9/2013 wykonanie zł czy pr nych złącza wykonano przy użyciu dwóch różnych źródeł prądu oraz trzech spoiw na bazie miedzi. rodzaje źródeł prądu, spoiwa oraz parametry lutospawania zestawiono w tablicach v i vi. złącza zakładkowe wykonano ze stali s235jr z blach o grubości 5 i 3 mm ocynkowanych ogniowo. do osłony gazowej zastosowano czysty argon (gat. 4.6) o strumieniu objętościowym 15 dm3/min. lutospawanie przeprowadzono w pozycji nabocznej (pb) techniką „w lewo”. grubość warstwy cynkowej na elementach zmierzono grubościomierzem odrywowym stylotest. średnia grubość cynku z pomiarów wynosiła 80 μm. wymiary płyt próbnych przygotowanych wg normy pn en iso 9018 [38] oraz wyciętych z nich próbek podano na rysunku 3. ys. 3. wymiary płyt lutospawanych oraz wyciętych próbek ig. 3. sizes of braze welded plates and the test pieces źródło prądu producent proces spoiwo natężenie prądu, a napięcie łuku v prędkość podawania drutu, m/min transpulse synergic 2700 fronius prąd pulsujący cusi3 ø1 mm 125÷135 19,0÷20,5 7,0 cual8 ø1 mm 125÷135 18,0÷19,5 7,0 power wave 405m + lf40 lincoln electric power mode cual8 ø1 mm 135÷145 16,8÷17,2 7,5 prąd pulsujący cusn ø1,2 mm 125÷135 14,5÷15,0 4,2 ta lica . rodzaje źródeł prądu, spoiw oraz parametry spawania użyte do lutospawania badanych próbek [13] ta le . the types of power sources, filler metals and welding parameters used to for braze welding of tested samples [13] typ spoiwa wg din 1733 zawartość pierwiastków, % wag. właściwości cu al si sn mn ni p fe inne temp. topnienia rm mpa wydłużenie a, % twardość hbw sg-cusn baza 0,2 0,8 0,2 0,01 max. 0,5 1020÷1050 220 30 60 sg-cusi3 baza 2,9 0,9 max. 0,5 965÷1035 350 40 80 sg-cual8 baza 8,0 1030÷1040 430 40 100 ta lica i. właściwości spoiw użytych do lutospawania [8] ta le i. the properties filler metals used for braze welding [8] adania wizualne badania wizualne przeprowadzono zgodnie z normą pn-en iso 17637. można stwierdzić, że lutospawanie blach ocynkowanych z powłoką o grubości powyżej 80 µm nie jest pozbawione odprysku. najlepszy wynik pod względem małego rozprysku dało lutospawanie drutem cual8 w procesie power mode (rys. 4a). oprócz małego rozprysku również lico spoiny jest poprawne, a spoina jest równa i gładka. lutospawanie drutem cusn powodowało rozprysk w postaci grubych kropel (rys. 4b). na rysunku 5 pokazano przykładowy przełom złącza lutospawanego spoiwem cusn po próbie rozciągania. pozostałe przełomy złączy wykonanych spoiwami cusi3 oraz cual8 są do siebie podobne, gdyż pęknięcie nastąpiło w środku lutospoiny. ys. 4. lica lutospoin z procesu power mode wykonanych drutami: a) cual8, b) cusn ig. 4. the appearance of the face of braze welds from the process of power mode and with filler metal: a) cual8, b) cusn 25przegląd spawalnictwa 9/2013 ys. 5. powierzchnia przełomu złącza lutospawanego drutem cusn po próbie rozciągania ig. 5. appearance of the fracture surface after the tensile test of joint braze welded using cusn filler metal ys. . próbka złącza lutospawanego spoiwem cual8: a) przed próbą rozciągania, b) po próbie rozciągania ig. . sample joints braze welded using filler metal cual8: a) before tensile test, b) after tensile test oznaczenie próbki powierzchnia przekroju początkowego próbki, mm2 wartość siły obciążenia, n wytrzymałość złącza rt, mpa miejsce zerwania próbki spoiwo cual8, transpulse synergic 2700 (prąd pulsujący) al. puls1 259,29 81 420 314,01 spoina al. puls1 259,81 79 340 305,38 spoina al. puls3 259,29 82 170 316,91 spoina spoiwo cusi3, transpulse synergic 2700 (prąd pulsujący) si puls1 252,50 82 230 325,66 materiał si puls2 262,41 82 390 313,98 spoina spoiwo cual8, power wave 405m + lf40 (power mode) al. linc1 229,00 80 900 353,28 materiał al. linc2 228,50 81 000 354,49 materiał al. linc3 233,31 78 600 336,89 spoina al. linc4 224,00 80 800 360,71 materiał spoiwo cusn, power wave 405m + lf40 (prąd pulsujący) sn linc1 232,79 48 500 208,34 spoina sn linc2 233,31 52 660 225,71 spoina sn linc3 232,79 54 000 231,97 spoina sn linc4 233,83 54 510 233,12 spoina ta lica ii. wyniki prób wytrzymałości na ścinanie złączy lutospawanych [13] ta le ii. results of the shear strength tests of braze welded joints [13] ys. . próbka rozciągana z przełomem poza lutospoiną z cusi3 ig. . sample after tensile test with fracture beyond braze weld of the cusi3 pr y wytrzymało ciowe statyczną próbę ścinania zakładkowych złączy lutospawanych wykonano przez rozciąganie na maszynie wytrzymałościowej louis schopper w zakresie pomiarowym do 100 kn. przykładową próbkę przed i po rozciąganiu pokazano na rysunku 6. wyniki prób rozciągania złączy zakładkowych zamieszczono w tablicy vii. wytrzymałość złączy lutospawanych spoiwem cusi3 wynosiła 314÷325 mpa, spoiwem cual8 – 305÷360 mpa, a spoiwem cusn – 208÷233 mpa. złącza wykonane spoiwem cusn miały najmniejszą wytrzymałość na ścinanie, natomiast wykonane spoiwami cual8 i cusi3 miały wytrzymałość porównywalną. jak widać z rysunku 6b, w próbce poza lutospoiną występowało przewężenie w materiale rodzimym, a w niektórych próbkach złom następował poza lutospoiną (rys. 7). adania metalogra czne do badań metalograficznych wytypowano sześć złączy wyciętych z sześciu lutospawanych płyt. złącza do badań makroskopowych trawiono odczynnikiem adlera, a do badań mikroskopowych 3% nitalem. obserwację makrostruktur złączy lutospawanych wykonano na mikroskopie świetnym olympus szx7 przy powiększeniu 10÷50x, natomiast obserwacje mikroskopowe 26 przegląd spawalnictwa 9/2013 ys. . makrostruktury złączy lutospawanych: a) spoiwem cual8, b) spoiwem cusi3 ig. . microstructure of braze welded joints using filler metals: a) cual8, b) cusi3 ys. . mikrostruktury strefy przejściowej złączy lutospawanych: a) spoiwem cual8, b) spoiwem cusi3 ig . microstructures of the transition zone of braze welded joints using filler metals: a) cual8, b) cusi3 ys. 10. komora solna heraeus vötsch 1000 ig. 10. heraeus vötsch 1000 salt chamber ys. 11. złącza doczołowe lutospawane do badań korozyjnych: a) przed badaniami, b) po badaniach ig. 11. appearance of butt joints braze welded for corrosion resistance tests: a) before the tests, b) after the tests przeprowadzono na mikroskopie olympus ck40m przy powiększeniach 100 i 500x. na rysunkach 8 i 9 pokazano przykładowe makroi mikrostruktury złączy lutospawanych spoiwami cual8 i cusi3. struktury badanych złączy lutospawanych wykazały poprawną budowę, wolną od niezgodności wewnętrznych, stopiwo dobrze zwilżyło powierzchnie łączonych części bez nadtopienia stali. mikrostrukturę materiału podstawowego stanowi drobnoziarnista struktura ferrytu z małą ilością perlitu, natomiast w strefie wpływu ciepła przy linii zwilżenia występuje gruboziarnista struktura przegrzanego materiału. mikrostruktura lutospoiny wykonana zarówno drutem cusi3, jak i cual8 oraz cusn ma charakter dendrytyczny w układzie ziaren ukierunkowanym zgodnie z gradientem temperatury. strefa wpływu ciepła dla wszystkich złączy była wąska, przy czym najszerszą strefą cechowały się złącza ze spoiwem cual8. adania korozyjne badania korozyjne wykonano w komorze solnej heraeus vötsch 1000 pokazanej na rysunku 10, wg warunków określonych w pn-en iso 9227 [14]. badanie polegało na ciągłym rozpylaniu 5% roztworu chlorku sodu w temperaturze 35oc w ciągu 480 h. czas ten odpowiada 5-letniemu narażeniu badanego obiektu na korozję w warunkach atmosferycznych. na złącza próbne użyto płaskowników o grubości 4 mm ocynkowanych ogniowo, które zostały połączone lutospoiną czołową spoiwami cusn, cual8 i cusi3 (rys. 11). ponadto wykonano złącza próbne z profili kwadratowych o grubości 5 mm połączonych lutospoiną pachwinową z profilem ceowym o grubości 3 mm i budowie takiej, jaka występuje w konstrukcjach rzeczywistych, np. w elementach ogrodzeń budowlanych. a 27przegląd spawalnictwa 9/2013 ys. 12. złącza spawane metodą mag spoiwem g3s1 pokryte farbami w sprayu: przed próbą korozyjną, b) po próbie korozyjnej ig. 12. mag welded joints with a g3s1 filler metal protected by layer of anticorrosive paint: a) before the corrosion test, b) after corrosion test podsumowanie proces lutospawania przeprowadzono przy łączeniu blach ze stali s235js ocynkowanych ogniowo warstwą cynku o grubości większej niż 80 µm przy użyciu trzech spoiw: cusi3, cual8 i cusn oraz zastosowaniu dwóch metod niskoenergetycznych spawania mig. w wyniku badań złączy lutospawanych stwierdzono, że rodzaj użytego spoiwa i rodzaj źródła prądu mają wpływ na właściwości złączy. wytrzymałość na ścinanie złączy zakładkowych wykonanych spoiwem cusi3 wynosiła od 314 do 325 mpa, spoiwem cual8 od 305 do 360 mpa, natomiast spoiwem cusn była najniższa i mieściła się w przedziale od 208 do 233 mpa. wykonane badania wskazują na dużą wytrzymałość takich złączy, a otrzymane wyniki są porównywalne z przytaczanymi w literatury technicznej. niewątpliwą wadą lutospawania grubych (powyżej 3 mm) blach ocynkowanych ogniowo jest rozprysk, którego nie udało się uniknąć w badanych złączach mimo stosowania trzech różnych spoiw, dwóch rodzajów źródeł prądu i zmian parametrów spawania. nierówna i gruba warstwa cynku nałożonego ogniowo powoduje niestabilność łuku spawalniczego oraz powstawanie dużej ilości parującego cynku, który powoduje rozprysk stopiwa. najbardziej estetyczny wygląd złączy z najmniejszą ilością rozprysków uzyskano, stosując spoiwo cual8 w procesie power mode. badania metalograficzne wykazały prawidłową budowę złączy lutospawanych dla wszystkich badanych spoiw i źródeł prądu. połączenie nastąpiło w wyniku zwilżenia powierzchni lutospawanych ciekłym stopiwem, powierzchniowej dyfuzji i rozpuszczenia warstwy cynku bez nadtopienia powierzchni stali. badania odporności na korozję, wykonane w komorze solnej wykazały, że dla wszystkich złączy odporność korozyjna jest niezadowalająca. wynika to z faktu, że ciepło lutospawania grubych blach z warstwą cynku naniesioną ogniowo powoduje częściowe odparowanie cynku na brzegu lutospoiny, przez co zmniejsza się odporność korozyjna całego złącza. najlepszą odporność na korozję wykazały złącza wykonane spoiwem cusn, lecz miały one najmniejszą wytrzymałość na ścinanie. brzegi lutospoiny były wolne od śladów korozji, co może świadczyć o tym, że warstwa cynku nie uległa dużym uszkodzeniom od ciepła lutospawania. z badań odporności na korozję złączy spawanych metodą mag spoiwem g3s1 i następnie chronionych farbami wynika, że najlepsze zabezpieczenia złącza spawanego można uzyskać przy pokryciu go farbą na bazie cynku w sprayu. przeprowadzone badania wykazują, że lutospawanie grubych blach stalowych pokrytych ogniowo warstwą cynku o grubości powyżej 80 µm spełnia warunki wytrzymałościowe, lecz nie daje złączy o wymaganej estetyce i odporności na korozję. celem porównania właściwości korozyjnych złączy lutospawanych z właściwościami złączy spawanych i zabezpieczanych farbami antykorozyjnymi wykonano także złącza metodą mag spoiwem g3s1 pokryte następnie farbami w sprayu (rys. 12a). w wyniku przeprowadzonych badań korozyjnych złączy lutospawanych nie stwierdzono wyraźnych różnic w odporności korozyjnej zależnej od rodzaju użytego spoiwa. przedstawiony na rysunku 11b wygląd złączy lutospawanych po próbie korozyjnej wskazuje, że najlepsze właściwości wykazały złącza łączone spoiwem cusn. złącze jest wolne od śladów korozji stali, co może świadczyć o tym, że warstwa cynku nie uległa dużym zmianom spowodowanych ciepłem a spawania. w przypadku próbek łączonych spoiwami cual8 i cusi3 wystąpiły ślady korozji stali przy lutospoinie, przy czym wyraźnie większe uszkodzenia korozyjne wykazały próbki ze spoiwem cual8. natomiast wyraźne różnice w odporności korozyjnej uzyskano w przypadku złączy spawanych metodą mag spoiwem g3s1zabezpieczonych farbą antykorozyjną, których próbki pokazano na rysunku 12. z badań wynika, że stosowanie farb antykorozyjnych na bazie aluminium lub mieszanki aluminium z cynkiem słabo zabezpiecza spoinę przed korozją w warunkach występujących w komorze solnej. najlepsze zabezpieczenia złącza spawanego uzyskano dla pokrycia farbą na bazie cynku w sprayu (rys. 12b). 28 przegląd spawalnictwa 9/2013 literatura dokończenie ze str. 2 [1] różański m.: lutospawanie mig/mag blach ocynkowanych i przykłady trudno spawalnych układów materiałowych. przegląd spawalnictwa, nr 9/2007, s. 7-12. [2] ferenc k.: spawalnictwo, wnt, warszawa 2007. [3] gruszczyk a.: odporność korozyjna połączeń lutospawanych stali ocynkowanej. przegląd spawalnictwa, nr 9/2007, s. 32-36. [4] www.mss-schweisstechnik.de/.../prospekt_tps_2700_40,0006,2251. pdf 03.04.10 [5] www.cynkowanie.com.pl 15.03.2010 [6] gawrysiuk w.: charakterystyka technologii lutospawania łukowego mig/mag, przegląd spawalnictwa, nr 2-3/2005, s. 17-20. [7] www.schmid-schweissen.ch/docs/schweisserwissen/broschuere_coldarc.pdf 03.04.10 [8] www.bedra.com/e280/e286/.../bed_bercoweld_rz_22_01_ eng.pdf 03.04.10 [9] www.bentsen-design.com/tbentsenas/coldarc.pdf 03.04.10 [10] www.grillo.de/index.php?id=57&l=2 03.04.10 [11] www.huta-olawa.com.pl/_upload/pliki/drutpl.pdf 03.04.10 [12] www.chem-weld.com/pdf/mig-mag-schweissdraht.pdf 04.04.10 [13] bednarek t.: badania właściwości złączy lutospawanych ze stali ocynkowanych ogniowo, praca dyplomowa, wydział mechaniczny. pwr, 2010, promotor dr inż. p. białucki. [14] pn-en iso 9227.:2007 badania korozyjne w sztucznych atmosferach. badania w rozpylonej solance. 50 lat instytutu technologii maszyn i automatyzacji politechniki wrocławskiej praca zbiorowa pod red. zbigniewa mirskiego liczba stron: 198 oprawa: twarda format: b5 rok wydania: 2013 isbn 978-83-917677-8-8 wydawnictwo: oficyna wydawnicza politechniki wrocławskiej powstała pod redakcją profesora zbigniewa mirskiego publikacja 50 lat instytutu technologii maszyn i automatyzacji została wydana z okazji obchodzonego w tym roku jubileuszu 50.-lat istnienia instytutu. stanowi ona cenne kompendium wiedzy historycznej na temat instytutu, która często umyka rozproszona pomiędzy wieloma dokumentami. wskazane zostało to nawet w pierwszym rozdziale: uroczystości 40-lecia instytutu były obchodzone niedawno, 5 lat temu w 2008 r., ale wynikało to z braku dokumentów źródłowych do których dotarto obecnie. zebrane w opracowaniu informacje pokazują jak rozwijał się przez ostatnie pół wieku instytut pod względem struktury organizacyjnej i składu osobowego, dostosowując się zarazem do zmieniającej rzeczywistości. niezwykle ciekawe są wspomnienia dotychczasowych dyrektorów, którzy zarówno jako pracownicy, jak i osoby nim zarządzające przyczyniły się swoimi decyzjami do osiągnięcia obecnej pozycji instytutu. przedstawiono dorobek naukowy poszczególnych zakładów i laboratorium oraz kierunki obecnie prowadzonej działalności badawczo-rozwojowej. czytając to opracowanie zachęcam do refleksji nad naszym intelektualnym wpływem na cywilizację przez rozwój nauki i techniki, której celem jest tworzenie technologii przemysłowych o najwyższym standardzie światowym – profesor zbigniew gronostajski – obecny dyrektor instytutu. opracował: lechosław tuz 201306_pspaw_5i5a.pdf 71przegląd spawalnictwa 6/2013 marcin winnicki aleksandra małachowska paweł sokołowski wpływ stereometrii powierzchni na właściwości adhezyjne warstwy naniesionej metodą lpcs the surface stereometry influence on the adhesive  properties of lpcs made layer streszczenie metoda niskociśnieniowego natryskiwania na zimno (low pressure cold spray – lpcs) jest wykorzystywana do wykonywania różnego rodzaju warstw przewodzących, antykorozyjnych, izolujących itp., jak również uzupełniania ubytków materiału. proces może być zautomatyzowany, poprzez podłączenie palnika urządzenia do robota bądź manipulatora, lub też obsługiwany ręcznie, co czyni go bardzo mobilnym. jednakże automatyzacja jest o tyle korzystna, że umożliwia uzyskanie równomiernie nałożonej warstwy o pożądanej grubości. ze względu na dużą liczbę współzależnych parametrów, w jednym przejściu palnika można uzyskać ścieg o grubości rzędu od kilkuset mikrometrów do nawet kilku milimetrów. powstaje wskutek tego warstwa o zróżnicowanej falistości i chropowatości powierzchni. w przedstawionym artykule skupiono się na wyznaczeniu wpływu parametrów procesu lpcs, dających warstwę o określonej falistości oraz chropowatości, przy grubości warstwy do 1 mm. w badaniach wykorzystano proszek aluminium z domieszką korundu, co pozwoliło uzyskać warstwy kompozytowe, które znajdują szerokie zastosowanie jako zabezpieczenie stali przed korozją. abstract low pressure cold spray (lpcs) is used to perform various kinds of conductive layers, anti-corrosion, insulating, etc., as well as filling the discontinuities in the material surface. the process can be automated by connecting the burner unit to the robot or manipulator and manual, making it extremely mobile. however, the automated system is advantageous in that it allows a uniformly applied layers of a desired thickness. due to the large number of interdependent parameters in a single burner pass can be seam thickness of the order of several hundred microns to several millimeters this results in a layer of varying waviness and roughness of the surface. the article focuses on determining the impact of lpcs process parameters on layer having a particular waviness and roughness, and the layer thickness of 1 mm. in the test were used aluminum powder mixed with alumina, allowing for composite layers, which is widely used to protect steel from corrosion. mgr inż. marcin winnicki, mgr. inż. aleksandra małachowska, mgr inż. paweł sokołowski – politechnika wrocławska. wstęp metoda gazodynamicznego natryskiwania na zimno (cold spraying) została wynaleziona w latach 80. xx w. w rosji i od tamtej pory, ze względu na liczne zalety, podlega nieustannemu rozwojowi. prace dotyczą przede wszystkim optymalizacji stanowiska w wyniku analizy termodynamiczne różnorakich dysz i podajników proszku, umożliwiających zwiększenie wydajności urządzenia [1÷3]. pojawia się również coraz więcej badań dotyczących samych warstw, ich mikrostruktury oraz właściwości mechanicznych [4÷6]. wciąż jednak brak jest dokładnych danych na temat adhezji czy też stereometrii warstw. dotyczy to zwłaszcza odmiany niskociśnieniowej gazodynamicznego natryskiwania na zimno (lpcs), mającej duże możliwości zastosowania w przemyśle, ze względu na dobre właściwości warstw i stosunkowo, w porównaniu do metody 72 przegląd spawalnictwa 6/2013 wysokociśnieniowej, niewielkie nakłady finansowe. w tym kontekście istotna staje się optymalizacja właściwości warstwy i powiązanie ich z parametrami procesu. w procesie lpcs głównymi parametrami mającymi wpływ na otrzymaną grubość warstwy są masowe natężenie przepływu proszku, prędkość liniowa palnika, temperatura oraz ciśnienie gazu roboczego, rodzaj zastosowanego gazu roboczego (hel, azot, powietrze), granulacja proszku oraz odległość końca dyszy od podłoża [7, 8]. dobór parametrów umożliwia uzyskanie szerokiego zakresu grubości warstwy w jednym przejściu. jak się okazało na podstawie badań, znaczny wpływ na grubość budowanej warstwy ma również materiał podłoża [7]. przy zastosowaniu stopów aluminium, niklu oraz mosiądzu jako materiału podłoża, największą grubość warstwy otrzymano przy stopie al 6061, natomiast najmniejszą dla stopu niklu haynes 556. autorzy tłumaczą to niską wartoścą współczynnika ściskania cząsteczek proszku przy miękkim podłożu, jakim jest aluminium. zastosowane w procesie parametry mają bezpośredni wpływ na przyrost grubości warstwy, co z kolei przekłada się na jej falistość i chropowatość. goyal i inni [7] skupili się na optymalizacji grubości nałożonej metodą cold spray warstwy miedzi na podłożach stopu aluminium al 6160, mosiądzu oraz stopu niklu haynes 556, przy zastosowaniu różnych parametrów. zauważyli, że grubość powłoki wzrasta w miarę wzrostu ciśnienia i prędkości natryskiwanego proszku [8]. prędkość proszku, a co za tym idzie – także jego odkształcenie podzas kontaku z podłożem – ma również kluczowy wpływ na chropowatość i falistość powłok [9, 10]. w pracy [9] zauważono spadek chropowatości powłok tytanowych na podłożu aluminiowym wraz ze wzrostem prędkości nanoszonego proszku spowodowanej zwiększeniem temperatury gazu. większa prędkość powoduje większe odkształcenie cząstki podczas uderzenia i tym samym również większą gęstość, stąd powłoki uzyskane podczas natryskiwania przy wyższych temperaturach charakteryzowały się mniejszą chropowatością oraz większą mikrotwardością oraz modułem younga [9]. aluminium jest materiałem często wykorzystywanym w metodzie natryskiwania na zimno ze względu na małą masę oraz dużą ciągliwość. naniesione tą metodą warstwy cechują się dużą odpornością na korozję, zbliżoną do czystego aluminium, oraz twardością wyższą od blachy aluminiowej walcowanej na zimno [11]. wynika to z mechanizmu połączenia ziaren proszku. kluczową rolę przy zwiększaniu odporności na korozję warstwy stanowi zmniejszenie jej porowatości. obniżenie porowatości związane jest ze wzrostem gęstości warstwy, co można osiągnąć przez dodatek fazy ceramicznej. wprowadzenie do proszku metalu fazy ceramicznej wiąże się z wieloma korzyściami [12, 13]. jak wykazano w [12], gdzie wymieszano proszek al z al2o3, po wprowadzeniu ceramiki wydajność procesu natryskiwania zwiększała się od 30% do ok. 50%. dodatkowo, w wyniku ubijania ciągliwego metalu twardą fazą możliwy jest znaczny spadek porowatości z 30% dla czystego aluminium do nawet 1% [12, 13], jak również zwiększenie adhezji warstwy do podłoża, nawet do 40÷80 mpa [13], twardości oraz odporności na ścieranie [14]. metodyka badań warstwy natryskiwano za pomocą urządzenia do niskociśnieniowego natryskiwania na zimno dymet 413. urządzenie to wyposażone jest w palnik z wewnętrznie osadzoną nagrzewnicą oraz dwa podajniki proszku. palnik przymocowany jest do ramienia manipulatora, który sterowany jest pomocą komputera i pracuje w 3 osiach. do badań wykorzystano sferyczny, komercyjny proszek al o granulacji < 50 µm z domieszką korundu al2o3 w proporcji 40/60% wag. (rys. 1). materiał podłoża stanowiła płytka ze stali s235jr o wymiarach 50x100 mm, grubości 3 mm oraz składzie chemicznym: 0,2% c (max), 1,4% mn (max), 0,045% p, 0,045% s, 0,009% n. powierzchnia podłoża przed natryskiwaniem została poddana obróbce strumieniowo-ściernej z użyciem korundu o granulacji ziaren poniżej 350 µm podanego pod ciśnieniem 0,6 mpa, dzięki czemu uzyskała chropowatość wynoszącą ra = 5,0 µm. jako gaz roboczy w procesie natryskiwania wykorzystano powietrze. w przeprowadzonych badaniach zastosowano okrągłą dyszę de lavala, stałą odległość od podłoża wynoszącą l = 20 mm oraz jedno przejście palnika wzdłuż osi x (rys. 2). szerokość jednego ściegu dla dyszy o średnicy d = 5 mm, przy natryskiwaniu w odległości l = 20 mm, wynosi średnio b = 7,4 mm. topografia ściegu oraz jego chropowatość uzależnione są ściśle od parametrów procesu, tj. masowego natężenia przepływu proszku mp, prędkości liniowej palnika vl, temperatury tg oraz ciśnienia pg gazu roboczego, rodzaju zastosowanego gazu roboczego (hel, azot, powietrze), granulacji proszku dp oraz odległości końca dyszy od podłoża l. rys. 1. zastosowany w badaniach proszek sferyczny al z domieszką al2o3 (proporcja 40% al / 60% al2o3), granulacja < 50 µm fig. 1. spheroidal al powder with al2o3 addition (40% al / 60% al2o3), granulation < 50 µm 73przegląd spawalnictwa 6/2013 parametry wejściowe do procesu stanowiły dane uzyskane w poprzednich badaniach, gdzie wykorzystano planowanie eksperymentu metodą taguchiego do określenia wpływu parametrów na grubość, falistość i chropowatość powierzchni. umożliwiło to uzyskanie jednego ściegu warstwy o pożądanej grubości w jednym przejściu palnika. stąd przeprowadzone badania dotyczyły analizy wybranych grubości w skali warstwy kilkuściegowej i przypisanych im parametrów procesu (tabl. i). szerokość warstw naniesionych w prowadzonych badaniach wynosiła 40 mm, a długość obejmowała 5 przejść palnika w osi x i była uzależniona od odległości między kolejnymi przejściami palnika a (rys. 2). ostatecznie wyznaczono grubość h, chropowatość ra, falistość wzdłużną powierzchni wa1 oraz falistość poprzeczną powierzchni wa2 warstwy (wg pn-en iso 4287:1999). przykładowe topografie warstwy podano schematycznie na rysunku 2. jeżeli palnik nachodził na poprzedni ścieg, otrzymano warstwę o przejściu jednostopniowym (rys. 2a), dla której parametr a wynosił 3,7 mm. jeśli zaś ściegi nie nachodziły na siebie, palnik wracał i wypełniał powstałe rowki w przejściu dwustopniowym (rys. 2b). w tym przypadku wartość parametru a wynosiła 7,4 mm. pomiar grubości, falistości oraz chropowatości warstw naniesionych metodą lcps przeprowadzono przy wykorzystaniu profilografometru stacjonarnego form talysurf 120l, o końcówce pomiarowej zakończonej stożkiem diamentowym z kątem wierzchołkowym 60° i promieniem zaokrąglenia r = 2 μm. chropowatość oraz falistość wzdłużną powierzchni określono parametrami ra oraz wa1, dokonując pomiaru po powierzchni wzdłuż ściegu na odcinku 30 mm. grubość ściegu h, grubość warstwy h oraz falistość poprzeczną wa2 wyznaczono przez 1 pomiar wykonany w poprzek próbki, w odległości 20 mm od krawędzi bocznej. w celu zobrazowania zmiany profilu warstwy dla jednego z przypadków opisanego w dyskusji wykonano 3 pomiary falistości poprzecznej wa2. wyniki i dyskusja przeprowadzone doświadczenia wykazały, że grubość warstw przy natryskiwaniu w 5 przejściach palnika jest znacznie większa od grubości pojedynczego ściegu. związane jest to z nagrzewaniem się dyszy oraz podłoża w wyniku oddziaływania temperatury przepływającego gazu. zmianę grubości warstwy, na przykładzie próby 7, przedstawiono na rysunku 3. celowo w tym przypadku przeprowadzono 3 pomiary profilu w odległości: 5 mm, 20 mm i 35 mm od krawędzi bocznej (rys. 4). największą zmianę uwidacznia ścieg nr 1. wraz z nagrzaniem dyszy zmieniają się warunki panujące w jej wnętrzu, zmniejszają się straty ciepła i jednocześnie wzrasta prędkość ziaren proszku w strumieniu. podgrzanie podłoża, jak udowodniono w pracach [15, 16], powoduje wzrost wydajności procesu, co jest równoznaczne z osadzeniem większej ilości proszku i uzyskaniem grubszej warstwy. zaobserwowano, że proces stabilizuje się dopiero po 3 przejściu palnika, uzyskując regularną, powtarzającą się wydajność. wyniki pomiaru grubości warstwy h w tablicy ii wykazały wpływ parametrów na wydajność procesu natryskiwania. parametry wykorzystane dla grubości wejściowej 250 i 750 µm różnią się praktycznie tylko prędkością podawania proszku, która dla cieńszej warstwy była 5 razy mniejsza. okazuje się, że przyrost grubości jest jedynie ok. 3,5 razy większy. wynika to z mniejszej prędkości uzyskanej przez ziarna, które są w dużej ilości wprowadzone do strumienia. kiedy porównamy dwie pierwsze założone grubości, tj. 250 i 500 µm, gdzie zwiększono 2 razy prędkość podawania proszku i zmniejszono również dwukrotnie prędkość liniową rys. 2. wzór topografii warstwy uzyskanej w jednostopniowym (a) i dwustopniowym przejściu palnika (b) fig. 2. surface topography scheme after single pass (a) and double pass (b) of burner tablica i. parametry procesu nanoszenia odpowiednich grubości warstw przy badaniu właściwości stereometrycznych table. i. process parameters for desired thickness layer deposition in the stereomtric properties testing grubość ściegu h µm parametry wejściowe masowe natężenie podawania proszku mp, g/s prędkość liniowa vl, mm/min ciśnienie gazu pg, mpa temperatura gazu tg, °c 250 0,34 1200 0,8 500 500 0,76 600 0,5 500 750 1,73 1200 0,7 500 1000 0,76 300 0,6 400 rys. 3. warstwa uzyskana w próbie 7 (tabl. ii): a) miejsca pomiarów profilu warstwy, b) widok poprzeczny próbki fig. 3. coatings deposited in experimental runs no. 7 (acc. to tab. ii): a) location of surface profile measurements, b) trans-verse view of the sample a) b) 74 przegląd spawalnictwa 6/2013 palnika, grubość warstwy wzrosła niemalże trzykrotnie, co świadczy o zwiększeniu wydajności procesu. duży wpływ na profil warstwy miała również odległość między kolejnymi przejściami palnika a. zjawisko nagrzewania się dyszy i palnika w 3 pierwszych przejściach prowadziło do ogromnej nierównomierności warstwy przy odległości a = 7,4 mm, co przedstawiono na rysunku 5. stąd zaleca się stosowanie przejścia palnika w odległości a = 3,7 mm. próby o grubości h = 200 µm i h = 750 µm wykazały najmniejszą chropowatość ra. związane jest to z najwyższymi parametrami temperatury i ciśnienia, które w efekcie dają najwyższą prędkość ziaren proszku w strumieniu [9]. dodatkowo zastosowano najwyższą prędkość liniową palnika, wynoszącą 1200 mm/min. średnia chropowatość ra w obu przypadkach wyniosła poniżej 10 µm. zaobserwowano, że zwiększenie prędkości liniowej palnika prowadzi do zmniejszenia grubości warstwy, a wskutek tego do uzyskania mniej rozbudowanego podłoża. przyrost grubości warstwy powoduje coraz bardziej rozbudowaną strukturę, stąd można przyjąć, że im większa grubość, tym wyższa chropowatość powierzchni. najwyższą średnią chropowatość ra uzyskano dla prób o założonej grubości 500 µm – wynosiła ona 12,2 µm. wynika to z niskiego ciśnienia procesu 0,5 mpa, które powodowało duże rozbieżności w prędkościach ziaren metalu i ceramiki, co dało w efekcie rozbudowane podłoże. falistość wzdłużna wa1 osiągnęła najwyższe wartości przy próbach z największymi parametrami temperatury i ciśnienia gazu (próby nr 1, 2 i 5, 6), co związane jest bezpośrednio z dużą prędkością ziaren w strumieniu. największą wartość falistości wzdłużnej osiągnięto dla warstwy o grubości 750 µm, gdzie wykorzystano największą prędkość podawania proszku 1,73 g/s. zarówno prędkość ziaren, jak i prędkość podawania proszku znacząco wpływają na falistość wzdłużną wa1. wynika to z podciśnieniowego podawania proszku, co powoduje wprowadzenie nieproporcjonalnej ilości proszku do strumienia oraz jego rozkład na podłożu. przy małych ilościach proszku falistość wzdłużna jest niwelowana przez większą prędkość liniową. falistość poprzeczna wa2 zależały przede wszystkim od odległości między kolejnymi przejściami palnika a. najmniejsza falistość wystąpiła przy warstwach o najmniejszej grubości, 250 µm. należy więc przypuszczać, że występująca falistość wzdłużna dla każdego pojedynczego ściegu wpływa również na falistość poprzeczną całej warstwy. największą falistością rys. 4. topografia warstwy z próby 7 (wg tabl. ii): a) pomiar 3, b) pomiar 2, c) pomiar 1 fig. 4. surface topography in 7th probe (acc. to tab. ii): a) measurement 3, b) measurement 2 c) measurement 1 tabl. ii. uzyskane profile warstw o grubości 500 µm (próba 3 i 4) naniesionych przy różnych odstępach a: 3,7 mm (a) oraz 7,4 mm (b) table ii. the 500 µm thickness layer profiles (probe 3 and 4) made with different distances a: 3,7 mm (a) and 7,4 mm (b) n r pr ób y p rz yj ęt a gr ub oś ć śc ie gu h , µ m o dl eg ło ść m ię dz y ko le jn ym i p rz ej śc ia m i p al ni ka a , m m c hr op ow at oś ć r a, µm f al is to ść w zd łu żn a w a 1 , µ m f al is to ść p op rz ec zna w a 2 , µ m o tr zy m an a gr ub oś ć w ar st w y h , µ m 1 250 3,7 8,5 24,2 46,7 494 2 250 7,4 9,2 17,9 46,6 440 3 500 3,7 12,2 18,8 55,6 1610 4 500 7,4 12,3 16,9 121,8 1247 5 750 3,7 10,4 20,4 95,6 1987 6 750 7,4 10,1 79,0 144,7 1420 7 1000 3,7 10,6 16,0 104,1 1738 8 1000 7,4 10,8 17,2 145,6 1810 a) b) rys. 5. widok poprzeczny warstw o grubości 500 µm (próba 3 i 4) naniesionych przy różnych odstępach a: 3,7 mm (a) oraz :7,4 mm (b) fig. 5. transverse view of coat-ings with thickness of 500 µm created with different spray parame-ters: experimental run no. 3 (a) and experimental run no 4 (b) 75przegląd spawalnictwa 6/2013 natomiast cechowały się warstwy wykonane przy próbach, dla których odległość między kolejnymi przejściami palnika a była równa 7,4 mm. okazuje się, że przy większych odległościach a na sąsiednich ściegach osadza się znacznie mniejsza ilość proszku, co powoduje powstanie warstwy o dużej falistości. dla mniejszej odległości między kolejnymi przejściami palnika wynoszącej a = 3,7 mm strumień obejmuje swoją powierzchnią czołową sąsiedni ścieg, co pozwala uzyskać równomiernie nałożoną warstwę. wnioski wyniki przeprowadzonych badań wykazały, że występuje znaczący, nawet dwukrotny, wzrost grubości warstwy w stosunku do grubości pojedynczych ściegów, ściśle powiązany z odległością międzyściegową. wraz ze wzrostem odległości między kolejnymi przejściami palnika a można zaobserwować spadek grubości uzyskanych powłok, a także zwiększoną falistość poprzeczną, co spowodowane jest mniejszą ilością proszku osadzającego się na kolejnych ściegach. wzrost grubości spowodowany jest również nagrzewaniem się dyszy oraz podłoża w wyniku oddziaływania temperatury przepływającego gazu. wraz z nagrzaniem dyszy zmieniają się warunki panujące w jej wnętrzu, zmniejszają się straty ciepła i jednocześnie wzrasta prędkość ziaren proszku w strumieniu. podgrzanie podłoża wywołuje wzrost literatura [1] katanoda h., matsuoka t., matsuo k.: experimental study on shock wave structures in constant-area passage of cold spray nozzle, journal of thermal science, vol.16, no.1, 2006, s. 40-45. [2] jodoin b., richer p., bérubé g., ajdelsztajn l., erdi-betchi a., yandouzi m.: pulsed-gas dynamic spraying: process analysis, development and selected coating examples, surface & coatings technology, vol. 201, 2007, s. 7544-7551. [3] xian-jin ning, quan-sheng wang, zhuang ma, and hyungjun kim: numerical study of in-flight particle parameters in low-pressure cold spray process, journal of thermal spray technology vol. 19, no. 6, 2010, s. 1211-1217. [4] schmidt t., gärtner f., assadi h., kreye h.: development of a generalized parameter window for cold spray deposition, acta materialia, vol. 54, 2006, s. 729-742. [5] hussain t., mccartney d.g., shipway p.h., zhang d.: bonding mechanisms in cold spraying: the contributions of metallurgical and mechanical components, journal of thermal spray technology, vol. 18, no. 3, 2009, s. 364-379. [6] luzin v., spencer k., zhang m.-x.: residual stress and thermo-mechanical properties of cold spray metal coatings, acta materialia, vol. 59, 2011, s. 1259-1270. [7] goyal r., walia r. s., sidhu t. s.: study of coating thickness of cold spray process using taguchi method, materials and manufacturing process, vol. 27, 2012, s. 185-192. [8] van steenkiste t., smith j.r.: evaluation of coatings produced via kinetic and cold spray process, journal of thermal spray technology, vol. 13, no. 2, 2004, s. 274-282. [9] lima r. s., kucuk a. c. c.: berndt deposition efficiency, mechanical properties and coating roughness in cold-sprayed titanium, journal of materials science letters, vol. 21, 2002, 1687-1689. wydajności procesu, co jest równoznaczne z osadzeniem większej ilości proszku i uzyskaniem grubszej warstwy. kluczowymi parametrami mającymi wpływ na chropowatość okazały się: temperatura, ciśnienie, wpływające na prędkość ziaren w strumieniu, oraz prędkość liniowa palnika. wzrost tych parametrów powoduje spadek chropowatości. zwiększenie prędkości liniowej palnika prowadzi do zmniejszenia grubości warstwy, a co za tym idzie – uzyskania mniej rozbudowanego podłoża. uzyskane wyniki wskazują na zależność falistości wzdłużnej od prędkości ziaren oraz prędkości podawania proszku. w związku z grawitacyjnym podawaniem proszku do strumienia trafia jego nieregularna ilość. przy małych ilościach proszku falistość wzdłużna jest niwelowana przez większą prędkość liniową. [10] balania k., lahaa t., agarwala a., karthikeyanb j. n.: munroea effect of carrier gases on microstructural and electrochemical behavior of cold-sprayed 1100 aluminum coating, surface & coatings technology, vol. 195, 2005, s. 272-279. [11] wang q., birbilis n., zhang m.-x.: interfacial structure between particles in an aluminum deposit produced by cold spray, materials letters, vol. 65, 2011, s. 1576-1578. [12] irissou e., legoux j.-g., arsenault b., moreau ch.: investigation of al-al2o3 cold spray coating formation and properties, journal of thermal spray technology, vol. 16 (5-6), 2007, s. 661-668. [13] shkodkin a., kashirin a., klyuev o., buzdygar t.: metal particle deposition stimulation by surface abrasive treatment in gas dynamic spraying, journal of thermal spray technology, vol. 15 (3), 2006, s. 382-386. [14] spencer k., fabijanic d.m., hang m.-x.: the use of al–al2o3 cold spray coatings to improve the surface properties of magnesium alloys, surface & coatings technology, vol. 204, 2009, s. 336-344. [15] champagne v. k.: the cold spray materials deposition process: fundamentals and applications, woodhead publishing limited, cambridge, 2007. [16] rech s., trentin a., vezzu s., legoux j.-g., irissou e. and guagliano m.: influence of pre-heated al 6061 substrate temperature on the residual stresses of multipass al coatings deposited by cold spray, journal of thermal spray technology, vol. 20, no. 1-2, 2011, s. 243-251. artykuł powstał dzięki badaniom finansowanym przez narodowe centrum nauki w ramach projektu nr 2011/01/n/st8/04975, pt. „adhesive properties of various material coatings deposition with low-pressure cold spraying”. 201308_pspaw_21ds.pdf 58 przegląd spawalnictwa 8/2013 tomasz piwowarczyk zbigniew mirski kazimierz granat tomasz wojdat mirosław zimon dawid majewski możliwości łączenia aluminium z miedzią lutami miękkimi na osnowie sn-zn possibilities of aluminum to copper joining   with solders based on sn-zn  r in . to asz piwowarczyk, prof. dr ha . in . igniew mirski, dr ha . in . kazi ierz ranat, prof. pwr, gr in . to asz wojdat, in . mirosław i on politechnika wrocławska; dr in . awid majewski instytut spawalnictwa, gliwice stract current trends in bonding techniques focus on joining dissimilar materials at the lowest possible temperature load of native materials. problems encountered during soldering aluminum to copper are presented in this paper. usefulness of commercially available fluxes for soldering this pair of materials using low melting solder s-sn91zn9 was analyzed. flux prepared according to the authors formula was developed and tested as well. measurements of spreadability, wettability, micro-hardness, and also macroand microscopic and shear strength testing of solder joints were made. basing on the research results the future directions of work for soldering aluminum with copper with sn-zn based solders were proposed. treszczenie aktualne trendy w technikach spajania koncentrują się na łączeniu materiałów o różnych właściwościach, przy możliwie najmniejszym obciążeniu temperaturowym materiałów rodzimych. w artykule przedstawiono problemy występujące podczas lutowania aluminium z miedzią. analizowano przydatność dostępnych na rynku topników do lutowania miękkiego tej pary materiałów, jako spoiwo stosując niskotopliwy lut s-sn91zn9. opracowano i testowano również topnik wg autorskiej receptury. wykonano pomiary rozpływności, zwilżalności, mikrotwardości, makroi mikroskopowe oraz próby wytrzymałości na ścinanie połączeń lutowanych. na podstawie wyników badań zaproponowano dalsze kierunki prac związanych z lutowaniem aluminium z miedzią spoiwami na bazie sn-zn. skutkiem jest tworzenie się trudnotopliwej (2037oc) warstewki tlenków al2o3 szczelnie pokrywających jego powierzchnię, duża przewodność cieplna oraz małe właściwości wytrzymałościowe, zwłaszcza w podwyższonej temperaturze [6, 7]. obecność na powierzchni metalu tlenków al2o3, których temperatura topnienia jest trzykrotnie większa od temperatury topnienia czystego metalu, stanowi największą trudność podczas jego spajania, niezależnie od zastosowanej technologii (rys. 1). gęstość tlenków al (3,9 kg/dm3) jest również większa od gęstości czystego al, co jest także niekorzystne zwłaszcza podczas jego spawania. znacznie więcej problemów stwarza jednak obecność tlenków podczas lutowania aluminium, zarówno miękkiego, jak i twardego. powierzchniowa warstwa tlenków skutecznie ogranicza rozpływanie się lutu, uniemożliwiając otrzymanie poprawnie wykonanego złącza. mechaniczne i chemiczne usuwanie tlenków pro le atyka lutowania alu iniu z iedzi aluminium należy do grupy materiałów stwarzających duże trudności podczas spajania. trudności te wynikają przede wszystkim ze specyficznych właściwości fizykochemicznych tego metalu, szczególnie w porównaniu z miedzią, z którą jest często łączone (tabl. i) [1÷6]. najwięcej problemów podczas spajania aluminium powoduje jego stosunkowo niska temperatura topnienia (ok. 660oc), duże powinowactwo do tlenu, którego 59przegląd spawalnictwa 8/2013 nie daje tu należytych wyników ze względu na natychmiastowe ponowne utlenianie się aluminium. dlatego też lutowanie aluminium i jego stopów należy wykonywać pod osłoną odpowiednio aktywnego topnika, niezależnie od wstępnego przygotowania (oczyszczenia) ich powierzchni [7]. lutowanie twarde umożliwia uzyskanie złączy o większej wytrzymałości mechanicznej niż lutowanie miękkie, co wynika z dyfuzyjnego charakteru złącza oraz większej wytrzymałości stosowanych lutów. jednak wysoka temperatura lutowania stwarza niebezpieczeństwo roztwarzania aluminium i jego erozji. stąd coraz większego znaczenia nabiera lutowanie miękkie. luty miękkie, ze względu na niższą temperaturę topnienia (niższa temperatura procesu), umożliwiają ta lica . właściwości fizykochemiczne i mechaniczne aluminium i miedzi [1÷6] ta le . physicochemical and mechanical properties of aluminum and copper [1÷6] właściwości fizykochemiczne i mechaniczne aluminium miedź gęstość ρ, kg/dm3 2,7 8,9 temperatura topnienia tt, oc 660 1083 temperatura wrzenia tw, oc 2519 2595 temperatura topnienia tlenków, oc 2037 (al2o3) 1064 (cu2o) 1336 (cuo) współczynnik rozszerzalności liniowej α, 1/k 23,6·10-6 16,7·10-6 przewodność cieplna właściwa λ, w/m·k 237 397÷411 przewodność elektryczna, ms/m 35,5 57 skurcz odlewniczy, % 1,75 1,5÷2,5 moduł sprężystości wzdłużnej, gpa 66,6 124 umowna granica plastyczności rp0,2, mpa 40 60 wytrzymałość na rozciąganie rm, mpa 60÷100 200÷250 1) wydłużenie względne a10, % 30÷50 60 2) przewężenie względne z, % 27 46 twardość, hbw 15÷20 45÷50 3) uwagi: 1) 2) 3) w wyniku przeróbki plastycznej na zimno wytrzymałość miedzi zwiększa się do 400 ÷ 450 mpa, a twardość do 120 hbw, przy zmniejszeniu wydłużenia do 1 ÷ 2 % ys. 1. schemat budowy warstwy wierzchniej aluminium [8] ig. 1. scheme of the surface layer structure of aluminum [8] również uzyskanie większej estetyki złączy [9]. możliwość uzyskania złączy o wymaganej wytrzymałości spowodowała, że lutowanie miękkie jest obecnie najczęściej stosowaną technologią spajania aluminium i jego stopów w takich dziedzinach przemysłu, jak: elektronika, elektrotechnika, radiotechnika oraz w przemyśle grzewczym, chłodniczym i klimatyzacyjnym. coraz częściej stosuje się je również do lutowania akcesoriów aluminiowych ram rowerowych, takich jak przelotki mocujące linki, wsporniki i uchwyty [9]. duże trudności, a w niektórych przypadkach nawet brak możliwości spawania lub zgrzewania miedzi i jej stopów sprawiają, że lutowanie stanowi podstawową, a niekiedy jedyną skuteczną metodę ich spajania [6]. miedź jest jednym z najłatwiej lutowalnych metali, ze względu na to, że jej powierzchnia pokrywa się cienką i niezbyt trwałą chemicznie warstewką tlenków cuo lub cu2o. podobnie jak w przypadku spawania, niedogodnością podczas lutowania miedzi jest jej bardzo duża przewodność cieplna (ok. 7÷11 krotnie większa od stali niestopowej), co wymaga stosowania źródeł ciepła o odpowiednio większej mocy cieplnej, zwłaszcza do lutowania elementów o dużej masie. podczas projektowania złącza należy również uwzględnić dużą rozszerzalność cieplną miedzi i skurcz, co jest szczególnie ważne w przypadku złączy różnoimiennych, np. al-cu [6, 10÷14]. do lutowania miękkiego miedzi – w zależności od wymaganych właściwości połączeń, metody lutowania, 60 przegląd spawalnictwa 8/2013 a także ze względów ekonomicznych można stosować niemal wszystkie gatunki lutów miękkich. do wykonywania połączeń jednoimiennych, miedź lutuje się z użyciem topników żywicznych na osnowie kalafoniowej, szczególnie w elektronice, lub topników bardziej aktywnych na bazie chlorków cynku i amonu. do wykonywania połączeń różnoimiennych należy stosować topniki organiczne lub nieorganiczne, w zależności od wymaganej aktywności, dostosowanej zwykle do materiału łączonego z miedzią [6]. przygotowanie do adań do badań wybrano aluminium en aw–1050a wg pn-en 573-3:2010 aluminium i stopy aluminium. skład chemiczny i rodzaje wyrobów przerobionych plastycznie. część 3: skład chemiczny i rodzaje wyrobów, o minimalnej zawartości al 99,5% oraz miedź ecu58cuetp (wg pn – m1e) zawierającą 99,9% cu. arkusze blach pocięto na odpowiednie wymiary, właściwe do badań. jako spoiwo wybrano bezołowiowy lut s-sn91zn9 (nr stopu 801 wg pn-en iso 9453:2008 luty miękkie. składy chemiczne i postacie). jest to stop eutektyczny o temperaturze topnienia 199oc i składzie chemicznym podanym w tablicy ii. w próbach przygotowawczych testowano również inne gatunki spoiw cynowo-cynkowych (s-sn80zn20, s-sn70zn30), jednak z uwagi na ich gorsze właściwości i wyższe temperatury topnienia w końcowych badaniach zdecydowano się na stosowanie jedynie lutu eutektycznego. celem badań był dobór odpowiedniego topnika, który pozwoliłby na uzyskanie właściwego połączenia aluminium-miedź, z wykorzystaniem wybranego lutu. po iary rozpływno ci wstępnie wytypowano 16 topników, pochodzących od różnych producentów. selekcji dokonano na podstawie próby rozpływności, na blaszkach aluminiowych i miedzianych o grubości 0,5 mm i wymiarach 50x50 mm. do prób rozpływności stosowano luty o masie 0,5 g, pocięte na odcinki o długości ok. 1 mm. próbki lutów pokryto topnikiem o masie równej połowie masy lutu. bezpośrednio przed próbami podłoże aluminiowe i miedziane oczyszczono papierem ściernym 400 i odtłuszczono rozpuszczalnikiem nitro. próby wykonano przez nagrzewanie płomieniowe palnikiem propan– powietrze. czas nagrzewania od początku płynięcia lutu wynosił 5 s. wstępne badania rozpływności pozwoliły na wyeliminowanie większości topników, gdyż w próbach z ich wykorzystaniem zanotowano brak poprawnego zwilżania zarówno powierzchni aluminiowej, jak i miedzianej. dodatkowo w większości przypadków obserwowano palenie się topnika, za co odpowiedzialna jest metoda grzania (płomień od góry), a nawet jego zwęglenie przed osiągnięciem temperatury topnienia lutu (rys. 2). w efekcie do dalszych badań wytypowano jedynie dwa topniki, dla których wyniki badań wstępnych były najkorzystniejsze: eurotop al 380 (euromat) i dm2013 (instytut spawalnictwa, gliwice). topnik w postaci pasty eurotop al 380 jest niekorozyjnym produktem na bazie związków cezu przewidzianym do lutowania miękkiego, ale w jego górnym zakresie temperaturowym. topnik dm2013 na bazie trójetanoloaminy został specjalnie przygotowany do wykonywania połączeń różnoimiennych aluminium–miedź w instytucie spawalnictwa w gliwicach. właściwe pomiary rozpływności wykonano, układając wcześniej przygotowane blaszki aluminiowe i miedziane o wymiarach 50x50 mm na ceramicznej siatce wypoziomowanego trójnoga. zastosowano nagrzewanie płomieniowe od dołu palnikiem bunsena na gaz propan-butan z regulacją doprowadzanego powietrza. czas nagrzewania od momentu początku płynięcia lutu również wynosił 5 s. dla topnika dm2013 przygotowanego w instytucie spawalnictwa w gliwicach największa zanotowana ta lica . skład chemiczny lutu s-sn91zn9 wg pn-en iso 9453:2008; % wag. ta le . the chemical composition of s-sn91zn9 solder acc. pn-en iso 9453:2008; % mas. fe ni al cu as pb zn ag sb bi cd au in sn max 0,02 max 0,01 max 0,001 max 0,05 max 0,03 max 0,1 8,5 ÷9,5 max 0,1 max 0,1 max 0,1 max 0,002 max 0,05 max 0,1 reszta ys. 2. zwęglenie topnika alumweld podczas prób rozpływności ig. 2. alumweld flux carbonization during spreadability tests 61przegląd spawalnictwa 8/2013 rozpływność na blaszkach miedzianych wynosiła 35 mm2, natomiast dla aluminium 561 mm2 (rys. 3). znaczne dysproporcje między otrzymanymi polami rozpływności wynikają z faktu, iż w przypadku lutowania materiałów różnoimiennych topniki sporządza się zwykle dla aluminium sprawiającego większe problemy. miedź jako materiał dobrze lutowalny nie jest traktowana priorytetowo podczas opracowywania receptur topników. analogiczna sytuacja występowała w przypadku topnika eurotop al 380, dla którego największe pola rozpływności wynosiły: 64 mm2 na miedzi i 842 mm2 na aluminium (rys. 4). adania akroskopowe obserwacje makroskopowe wykazały obecność strefy reakcyjnej o szerokości dochodzącej do ok. 4÷30 µm na granicy lutowiny z podłożem miedzianym. zaobserwowano również znacznej objętości pęcherze w lutowinie (rys. 5a, 5b). przygotowane zgłady metalograficzne posłużyły także do graficznych pomiarów kątów zwilżania. potwierdziły one wcześniej wykonywane próby rozpływności. niezależnie od zastosowanego topnika, zdecydowanie lepszą zwilżalność osiągnięto dla powierzchni aluminiowych, w porównaniu z miedzią (rys. 6). w tablicy iii zestawiono średnie wartości kąta zwilżania dla różnych powierzchni oraz topników. ys. 3. rozpływność lutu s-sn91zn9 z topnikiem dm2013 na miedzi (a) i aluminium (b) ig. 3. spreadability of s-sn91zn9 solder with dm2013 flux on copper (a) and aluminium (b) surface ys. 4. rozpływność lutu s-sn91zn9 z topnikiem eurotop al 380 na miedzi (a) i aluminium (b) ig. 4. spreadability of s-sn91zn9 solder with eurotop al 380 flux on copper (a) and aluminium (b) surface ys. 5. niezgodności w lutowinie spoiwem s-sn91zn9, topnik dm2013 ig. 5. defects in solder with s-sn91zn9, flux dm2013 ys. . kąty zwilżania ciekłym lutem s-sn91zn9 powierzchni aluminium (a) i miedzi (b), lut s-sn91zn9, topnik dm2013 ig. . contact angles of liquid solder s-sn91zn9 on aluminum surface (a) and copper (b), flux dm2013 a topnik aluminium miedź dm2013 8° 45° eurotop al 380 8° 20° ta lica . średnie wartości kątów zwilżania dla różnych powierzchni oraz topników ta le . average values of contact angles for different surfaces and fluxes adania ikroskopowe próbki do badań metalograficznych inkludowano w żywicy epoksydowej. po utwardzeniu próbki szlifowano kolejno na tarczach diamentowych o oznaczeniach od 80 do 4000 (ilość ziaren ściernych na cm2). końcowy etap przygotowania zgładów polegał na polerowaniu próbek przy użyciu wodnej zawiesiny tlenku glinu. obserwacje próbek przeprowadzono w stanie nietrawionym przy użyciu mikroskopu świetlnego ck40m firmy olympus, sprzężonego z aparatem cyfrowym olympus camedia c 3030 i systemem archiwizacji obrazu. na rysunku 7 pokazano mikrostrukturę połączenia lutowanego aluminium z miedzią, wykonanego lutem s-sn91zn9 pod osłoną topnika dm2013 62 przegląd spawalnictwa 8/2013 ys. . mikrostruktura połączenia lutowanego al–cu wykonanego lutem s-sn91zn9, topnik dm2013, w stanie nietrawionym ig. . microstructure of solder joint al–cu performed with s-sn91zn9 solder, flux dm2013, unetched na bazie trójetanoloaminy. widoczne jest roztwarzanie aluminium przez agresywne oddziaływanie lutu, na granicy lutowiny z miedzią tworzy się strefa reakcyna o szerokości 4 µm, a w niektórych miejscach nawet do 30 µm. tatyczna pr a cinania poł czeń lutowanych statyczną próbę wytrzymałości na ścinanie połączeń lutowanych al-cu przeprowadzono na maszynie wytrzymałościowej firmy instron model 3369 w zakresie obciążeń do 50 kn. w celu zapewnienia osiowości obciążenia, eliminującego zginanie złącza, zastosowano elementy korygujące zamocowanie próbek w uchwycie. do statycznej próby ścinania różnoimiennych złączy lutowanych przygotowano próbki z blach aluminiowych o grubości 3 mm i miedzianych o grubości 2 mm. lutowano elementy o wymiarach: długość 90 mm i szerokość 30 mm (rys. 8). złącza wykonano przez nagrzewanie płomieniem propanowo–powietrznym przy użyciu lutu s-sn91zn9 i dwóch wybranych topników. szerokość zakładki, którą wyznaczono na podstawie warunku wytrzymałościowego, wynosiła 3 mm. powierzchnie łączone wstępnie oczyszczano mechanicznie papierem ściernym wzdłuż blachy zgodnie z kierunkiem płynięcia lutu, następnie usunięto zanieczyszczenia przez płukanie w acetonie. pomiędzy ułożonymi blachami nakładano odważoną warstwę topnika, a przy ich krawędziach umieszczono druciki dystansowe o grubości 0,2 mm odpowiadającej optymalnej szczelinie kapilarnej. blachy układano na wypoziomowanym stole i zabezpieczano dociskiem. każdorazowo blacha miedziana znajdowała się na dole, zaś blacha aluminiowa na górze zakładki. wynika to z większej pojemności cieplnej miedzi. przygotowane próbki lutowano płomieniem propanowo-powietrznym. ogrzewano blachy ruchami kolistymi, omijając bezpośrednie ogrzewanie płomieniem okolic topnika, w odpowiednim momencie lut podawano ręcznie. po procesie blachy pozostawiono do ostygnięcia. nadlew lutu z połączenia usunięto mechanicznie. podczas wykonywania połączeń pod osłoną topnika dm2013 stwierdzono problemy z kapilarnością lutu. okazało się jednak, że topnik ten wykazuje tzw. krótkie okno technologiczne i gdy lut jest aktywny, dosyć szybko następuje zwęglenie topnika. z tego względu ys. . połączenia zakładkowe al-cu bezpośrednio po lutowaniu, lut s-sn91zn9, topnik al 380 ig. . overlap joints of al-cu immediately after soldering, s-sn91zn9 solder, flux al 380 ta lica . wyniki badań wytrzymałości na ścinanie dla złączy wykonanych z zastosowaniem topnika eurotop al 380 ta le . shear strength tests results for joints obtained using eurotop al 380 flux nr próbki siła ścinająca f, kn powierzchnia a, mm2 wytrzymałość na ścinanie rt, mpa 1 3,16 91 35 2 3,23 91 35 3 5,58 108 52 4 4,87 90 53 5 3,65 81 45 ys. . przełom próbek po statycznej próbie ścinania ig. . sample fracture after static shear test 63przegląd spawalnictwa 8/2013 topnik ten wyeliminowano z dalszych prób lutowania. wyniki statycznej próby ścinania złączy wykonanych pod osłoną topnika eurotop al 380 zamieszczono w tablicy iv. średnią wytrzymałość osiągnięto na poziomie 44 mpa, przy znacznym rozrzucie wyników (35÷54 mpa, tj. ponad 20%). wynika to z obecności kruchych faz na granicy strefy reakcyjnej. na rysunku 9 pokazano charakterystyczne rodzaje złomów po próbie ścinania. w większości był on mieszany z przewagą złomu kohezyjnego. po iary ikrotwardo ci poł czeń lutowanych pomiary mikrotwardości przeprowadzono metodą vickersa przy użyciu mikrotwardościomierza pmt3, przy obciążeniu ostrosłupa diamentowego równym 25 g, zgodnie z zaleceniami pn en iso 6507-1:2007 metale – pomiar twardości sposobem vickersa – część 1: metoda badań. z przeprowadzonych pomiarów wynika, że mikrotwardość lutowiny s-sn91zn9 wynosi ok. 22 hv0,025, materiału rodzimego – miedzi ok. 77 hv0,025 i aluminium ok. 32 hv0,025. jak wcześniej wspomniano, na granicy połączenia lutowiny z miedzią powstaje strefa reakcyjna, której mikrotwardość miejscowo przekracza wartość 500 hv0,025 (rys. 10). ze względu na znaczny gradient twardości występuje tu tendencja do powstawania pęknięć cieplnych. ys. 10. rozkład mikrotwardości hv0,025 połączenia miedzi z lutowiną s-91sn9zn z zastosowaniem topnika eurotop al 380 (a, b) ig. 10. microhardness hv0.025 distribution of copper-solder s-91sn9zn joint using flux eurotop al 380 (a, b) podsu owanie na podstawie analizy literatury i badań własnych sformułowano następujące wnioski: – dostępne na rynku topniki do lutowania miękkiego w większości nie zwilżają zadowalająco powierzchni aluminium i miedzi. jedynie dwa spośród 16 wytypowanych do badań topników dobrze zwilżyły powierzchnię aluminium, natomiast słabo miedź, mimo że ta uchodzi za materiał dobrze lutowalny. potwierdziły to także próby rozpływności, dla których wyniki różnią się ponad 10-krotnie na korzyść podłoża aluminiowego. – w badaniach makroskopowych wykazano występowanie licznych niezgodności w połączeniach lutowanych, takich jak pory, skupiska pęcherzy gazowych. badania mikroskopowe wykazały roztwarzanie aluminium w wyniku oddziaływania agresywnego lutu s-sn91sn9 i utworzenie strefy reakcyjnej na granicy połączenia z miedzią o szerokości 4÷30 µm. – pomiary mikrotwardości potwierdziły występowanie twardych i kruchych faz w strefie reakcyjnej, na granicy lutowiny z miedzią. mikrotwardość przekraczała w tym miejscu wartość 500 hv0,025 przy średniej twardości lutowiny 22 hv0,025 i miedzi ok. 75 hv0,025. – wyniki statycznej próby ścinania wykonane dla złączy uzyskanych pod osłoną topnika eurotop al 380 charakteryzowały się dużą rozbieżnością, przy średniej wartości równej 44 mpa. charakter złomu był mieszany, z przewagą kohezyjnego. – wyniki przeprowadzonych badań jednoznacznie wskazują na konieczność poszukiwania nowych receptur topników do lutowania miękkiego aluminium z miedzią przy stosowaniu niskotopliwego lutu s-sn91zn. topnik eurotop al 380 stosowany w pracy z uwagi na wysoki zakres temperaturowy jego aktywności, prowadzi do wydłużenia czasu lutowania i przegrzania złączy lutowanych. 64 przegląd spawalnictwa 8/2013 literatura [1] ashby m. f., jones d. r. h.: materiały inżynierskie i, wnt, warszawa 1997. [2] lange a.: badania spoiw do lutowania twardego różnoimiennych połączeń aluminium miedź, rozprawa doktorska, instytut technologii maszyn i automatyzacji politechniki wrocławskiej, wrocław 2002. [3] schoer h.: schweissen und hartlöten von aluminiumwerkstoffen, dvs – verlag, düsseldorf 1998. [4] mirski z., granat k., drzeniek h., piwowarczyk t., wojdat t.: lutowanie miękkie aluminium z miedzią, przegląd spawalnictwa, nr 11/2009, s. 15 – 19. [5] mirski z., granat k., drzeniek h., piwowarczyk t., wojdat t.: badanie zwilżalności lutów cynkowych na powierzchni aluminium i innych metali, przegląd spawalnictwa, nr 9/2010, s. 48-53. [6] pod red. pilarczyka j.: poradnik inżyniera. spawalnictwo, tom 1 i 2, wnt, warszawa 2003 i 2005. [7] radomski t., ciszewski a.: lutowanie, wnt, warszawa 1985. [8] mirski z., drzeniek h., wojdat t.: analiza i ocena topników do lutowania aluminium i jego stopów, spajanie, nr 1/2012, s. 39-42. [9] różański m.: wpływ dodatku tytanu w spoiwach cynkowych na zwilżalność powierzchni i własności mechaniczne połączeń lutowanych aluminium w gat. en aw – 1050, przegląd spawalnictwa, nr 2/2013, s. 19 – 23. [10] cooper k.p., jones h.n.: microstructural evoluation in rapidly solidified al-cu-si ternary alloys, journal of material science, vol. 36/2001, s. 5315-5326. [11] ambroziak a., derlukiewicz w., białucki p.: lutowanie akcesoriów do aluminiowych ram rowerowych, przegląd spawalnictwa, nr 10/2010, s. 12 – 15. [12] mirski z., granat k., bulica a.: problemy występujące przy spajaniu miedzi ze stalą kwasoodporną, wyd. obr gospodarki remontowej energetyki, wrocław 2005, s. 211-222. [13] mirski z., granat k., winiowski a., bulica a.: porównanie metod spajania miedzi ze stalą austenityczną, inżynieria materiałowa, nr 3/2006, s. 205-208. [14] prasałek a.: lutowanie beztopnikowe miedzi ze stalą x6crniti18-10 spoiwem cp 102 (l-ag15p), rozprawa doktorska, instytut technologii maszyn i automatyzacji politechniki wrocławskiej, wrocław 2009. podziękowania autorzy dziękują firmie mbo-hutmen we wrocławiu oraz p. prezesowi mgr inż. andrzejowi marciniakowi i pani mgr inż. edycie żelasko za udostępnienie lutów i topników do badań. ps 9 2016 www.pdf 141przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 zastosowanie zrobotyzowanego systemu qirox  do realizacji specjalnych procesów spawalniczych the use of qirox robotic system for special welding processes mgr inż. andrzej nieroba, mgr marcin siennicki – cloos-polska, dr inż. krzysztof kudła – politechnika częstochowska. autor korespondencyjny/corresponding author: a.nieroba@cloos.pl streszczenie w artykule przedstawiono unikatową odmianę metody spawania mag puls ze zmienną polaryzacją łuku – proces coldweld. omówiono charakterystykę przebiegu tego procesu oraz występujące w nim zjawiska cieplne. wskazano głównie obszary jego zastosowania, a także korzyści wynikające z wdrożenia tego procesu do produkcji. słowa kluczowe: proces coldweld, polaryzacja łuku, składowa ujemna abstract the article presents a unique welding method (mag pulse with a changing arc polarity – the coldweld process). describes the characteristics of this process and its thermal phenomena. also shows benefits and main areas of implementation of this process in production keywords: cold weld process, arc polarization, minus factor wstęp zrobotyzowane systemy spawalnicze qirox to kompletne rozwiązanie obejmujące robota, peryferia, sensory, oprogramowanie oraz technikę spawalniczą, dzięki czemu znajdują one szerokie zastosowanie we wszystkich gałęziach przemysłu metalowego, wykorzystujących do łączenia metali standardowe i specjalne procesy spawalnicze. dla każdego zadania system qirox oferuje odpowiednio dopasowane komponenty, co pozwala osiągnąć efekt końcowy w postaci zrobotyzowanej aplikacji spawalniczej (pojedynczego stanowiska lub linii technologicznej) optymalnie skonfigurowanej, osiągającej najwyższe wydajności produkcyjne przy zachowaniu wysokiej jakości złączy spawanych. do realizacji zadań spawalniczych, w których do łączenia metali potrzebny jest proces lutospawania mig/mag, spośród wielu technologii spawalniczych dostępnych w systemie qirox, najkorzystniejszym rozwiązaniem jest zastosowanie unikatowego procesu spawania coldweld. w niniejszym referacie przedstawiono zasadę procesu coldweld oraz jego zalety ze szczególnym uwzględnieniem zastosowania w lutospawaniu. opis procesu celem badań było określenie wpływu składu chemicznegproces coldweld jest odmianą spawania pulsacyjnego metodą mig/mag, w którym zastosowano zmienną polaryzację łuku spawalniczego. jest on dostępny tylko na urządzeniu qineo champ, którego układ sterowania, w sposób automatyczny, według zaprogramowanego algorytmu, przełącza tor mocy zmieniając biegunowość w zewnętrznym obwodzie spawania. zmiana polaryzacji z dodatniej na ujemną (po stronie elektrody topliwej) następuje bezpośrednio po fazie bazowej i odbywa sie z jednoczesnym wygenerowaniem „ujemnego” impulsu prądowego z odpowiednio dobraną amplitudą i czasem jego trwania. następnie odbywa się zmiana polaryzacji oraz zostaje wygenerowany dodatni impuls prądowy. dokładny przebieg spawania pulsacyjnego ze zmienną polaryzacją przedstawia rysunek 1. andrzej nieroba, krzysztof kudła, marcin siennicki przeglad welding technology review rys. 1. przebieg spawania ze zmienną polaryzacją łuku fig. 1. welding process with alternate arc polarization 142 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 wprowadzenie składowej ujemnej, do przebiegu spawania impulsowego metodą mig/mag, pozwoliło na wykorzystanie znanych własności spawania z odwrotną polaryzacją w postaci znacznie większej prędkości stapiania elektrody oraz mniejszej ilość ciepła skupionego w materiale podstawowym. sama zmiana biegunowości na elektrodzie z plusa na minus nie daje zadowalających efektów w procesie spawania, gdyż łuk jest niestabilny, a transport materiału z elektrody do jeziorka ciekłego metalu ma charakter grubo kroplowy z dużym rozpryskiem. podobne efekty można zaobserwować przy zastąpieniu jednokierunkowego przebiegu prądu spawania, przebiegiem o charakterystyce sinusoidalnej, gdzie przy ponownych zapłonach łuku występują znaczne zakłócenia podczas spawania elektrodą topliwą. dopiero w pełni programowalny przebieg spawania impulsowego, z asymetrycznym dwukierunkowym impulsem prądowym, całkowicie wykorzystuje zjawiska cieplne zachodzące w łuku spawalniczym i pozwala nimi sterować. w procesie coldweld można wyróżnić trzy zasadnicze fazy przebiegu natężenia prądu spawania i napięcia łuku: faza ujemnej biegunowości, dodatni impuls prądowo-napięciowy oraz faza bazowa. natężenie prądu spawania i napięcia łuku przebiegają synchronicznie w tym samym kierunku przyjmując odpowiednio zaprogramowane wartości. w czasie trwania ujemnej fazy procesu większa część ciepła łuku spawalniczego wydziela się po stronie drutu elektrodowego, co zwiększa szybkość jego stapiania przygotowując go do właściwego wytworzenia i oderwania kropli. w tej fazie procesu można zaobserwować rozproszenie łuku spawalniczego, które może prowadzić do jego destabilizacji. dlatego też faza ujemna nie powinna trwać zbyt długo, a jej amplituda nie może być zbyt duża. dodatni impuls prądowy, ma za zadanie utworzenie na końcu drutu elektrodowego kropli ciekłego metalu i oderwanie jej. w tym obszarze decydującym czynnikiem powodującym oderwanie kropli ciekłego metalu z końca drutu elektrodowego, jest wielkość natężenia prądu spawania [1]. prąd płynąc po pobocznicy drutu elektrodowego wywołuje ściskanie uplastycznionego i roztopionego końca drutu tworząc efekt przewężenia, gdzie oddziaływanie elektrodynamiczne, które jest wprost proporcjonalne do kwadratu natężenia prądu, odrywa i odrzuca krople ciekłego metalu w kierunku jeziorka spawalniczego. stąd impulsy prądowe w urządzeniach cloos mają bardzo dużą wartość impulsu prądowego przy stosunkowo krótkim czasie jego trwania. po impulsie prądowym następuje faza prądu bazowego, w której odbywa się transport kropli metalu do jeziorka spawalniczego. następnie proces się powtarza. warto zwrócić uwagę na fakt, że do wygenerowania tak zaawansowanego przebiegu prądowego z dynamiką prądową na poziomie 2000 a/ms potrzebny jest zasilacz łuku spawalniczego, zbudowany z najnowocześniejszych układów energoelektronicznych, zdolnych do przełączania toru mocy w ekstremalnie krótkim czasie (kaskada tranzystorowa). na rysunku 2 przedstawiono zarejestrowany, rzeczywisty przebieg spawania coldweld. równe, idealnie powtarzalne impulsy prądowe i napięciowe, bez śladu zakłóceń, odzwierciedlają bardzo stabilny przebieg spawania impulsowego ze zmienną polaryzacją łuku. ten skomplikowany przebieg procesu spawania impulsowego można jeszcze modyfikować wprowadzając dodatkowe fazy np. pogłębiony impuls po stronie ujemnej albo stopniowany impuls po stronie dodatniej. należy jednak pamiętać, że za właściwie zaprogramowany przebieg prądu i napięcia spawania uważa sie taki, który zapewnia oderwanie co najmniej jednej kropli w czasie jednego impulsu prądowego [4]. zachowanie tego warunku zapewnia stabilne palenie się łuku spawalniczego, przy czym dla różnych rodzajów stopiw będą potrzebne różny zestawy parametrów opisujących impulsowy łuk spawalniczy oraz różne kształty impulsów [2]. wszystkie te parametry są zapisane w układzie sterowania urządzenia qineo champ w postaci synergicznych charakterystyk spawalniczych coldweld dla różnych zestawów deskryptorów (rodzaj materiału spawanego, średnica elektrody, rodzaj gazu osłonowego, odmiana spawania itp.). użytkownik ma więc możliwość zmiany mocy łuku spawalniczego, a zarazem wydajności spawania za pomocą jednego pokrętła. dodatkowo, niezależnie od wielkości głównej nastawy parametrów, możliwa jest zmiana wartości składowej ujemnej w asymetrycznym dwukierunkowym przebiegu impulsowym. na głównym ekranie rys. 2. rzeczywisty, zarejestrowany przebieg spawania ze zmienną polaryzacją łuku [3] fig. 2. registered real welding process with alternate welding arc polarisation [3] 143przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 panelu sterowania urządzenia qineo champ, przy wyborze spawania metodą coldweld, regulacji ilości składowej ujemnej dokonuje się przez zmianę parametru ac-dyn w zakresie bezwymiarowej nastawy od -50 do +50. przy czym wartość środkowa (0) odpowiada optymalnie dobranej przez producenta ilości składowej ujemnej. skrajna wartość nastawy (-50) będzie odpowiadała klasycznemu przebiegowi dc puls bez zmiany polaryzacji (zerowy udział składowej ujemnej). natomiast po drugiej stronie skali – przy nastawie (+50) – będziemy mieli do czynienia z przebiegiem o maksymalnie wydłużonym czasem trwania składowej ujemnej, gwarantującym jeszcze stabilny proces palenia się łuku spawalniczego. rys. 3. przebieg spawania ze zmienną polaryzacją łuku fig. 3. welding process with alternate arc polarization zmiana parametru ac-dyn przekłada sie wprost na ilość ciepła wprowadzonego do materiału spawanego oraz na kształt spoiny. zwiększanie udziału składowej ujemnej będzie powodowało zmniejszenie ilości ciepła wprowadzonego do materiału podstawowego oraz zmniejszenie głębokości wtopienia i uzyskanie większego nadlewu lica spoiny. w ten sposób możemy wpływać na geometrię spoiny lub istotnie zwiększyć wydajność spawania przy zachowaniu tej samej ilości ciepła wprowadzonego do materiału. badania proces spawania metodą mig/mag ze zmienną polaryzacją łuku spawalniczego został poddany dokładnym badaniom w zakładzie spawalnictwa politechniki częstochowskiej. miały one na celu między innymi określenie: wpływu ujemnej biegunowości prądu na ograniczenie ilości ciepła wprowadzonego do złącza spawanego i zwiększenia wydajności spawania oraz możliwości stosowania procesu ac puls do spawania elementów cienkościennych [4]. wyniki badań wykazały, że w przebiegu asymetrycznym przez zmianę ilość składowej ujemnej proporcjonalnie maleje ilość ciepła wprowadzonego do spoiny przy zachowaniu tej samej mocy łuku. zależność ta daje możliwość wpływu na stopień wymieszania materiału podstawowego ze stopiwem oraz zmianę geometrii spoiny. otrzymane wyniki wskazują na duże korzyści stosowania tej odmiany procesu spawania do cienkościennych elementów. autorzy tych badań dokonali porównania prędkości stapiania między procesami spawania: klasycznym zwarciowym dc standard, dc puls oraz ze zmienną polaryzacją łuku ac puls. ten ostatni wykazuje większe prędkości stapiania w całym zakresie nastaw prądowych w porównaniu z pozostałymi procesami. ponadto wykazano ścisłą korelację między współczynnikiem balansu (określonym jako procentowy udział energii przekazanej do złącza w czasie trwania fazy ujemnej), a współczynnikiem mocy łuku. (rys. 4). dzięki temu autorzy zaproponowali odmienny sposób wyznaczania podstawowych parametrów spawania: natężenia prądu spawania i napięcia łuku oraz obliczania jego mocy, z uwzględnieniem odpowiednich współczynników określonych dla danego procesu spawania [6]. ten sposób pozwala na właściwe szacowanie energii liniowej spawania w różnych odmianach procesu mig/mag, które ze względu na różne charakterystyki przebiegów prądowo-napięciowych mają różne oddziaływanie cieplne na materiał spawany [4]. rys. 4. wpływ ujemnej biegunowości na stopień nagrzania złącza i geometrię spoiny [4] fig. 4. welding current minus factor impact on heat input and geometry of welding seam [4] opisane powyżej zalety spawania metodą coldweld doskonale wypełniają oczekiwania stawiane urządzeniom spawalniczym przeznaczonych do zastosowań w lutospawaniu, gdzie istotne jest ograniczenie ilości doprowadzonego ciepła do brzegów łączonych materiałów tak, aby je rozgrzać, a nie stopić. podobnie wygląda spawanie cienkich blach z powłoką ochronną, w szczególności blach ocynkowanych. tu z kolei za duża ilość ciepła powoduje intensywne odparowywanie cynku, co prowadzi do powstawania porów i pęcherzy gazowych w lutospoinie oraz zniszczenia warstwy antykorozyjnej. rys. 5. przykłady połączeń wykonanych metodą lutospawania z zastosowaniem metody coldweld fig. 5. examples of joints made in coldweld process and brazing 144 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 w instytucie spawalnictwa w gliwicach, w ramach prowadzonych projektów badawczych, przeanalizowano technologiczne możliwości spawania i lutospawania materiałów konstrukcyjnych z powłokami, przy zastosowaniu innowacyjnych metod spawania ze zmienną polaryzacją łuku [3,7]. wyniki tych badań wykazały bardzo dobre własności złączy wykonanych z wykorzystaniem procesu coldweld przy zmiennej grubości i rodzaju materiałów podstawowych z różnymi powłokami ochronnymi. ze szczególnym zainteresowaniem przebadano wpływ wartości składowej ujemnej na jakość połączeń spawanych i lutospawanych. ponadto określono optymalne obszary parametrów spawania dla poszczególnych zadań spawalniczych. stwierdzono również bardzo dobre efekty zastosowania tego procesu spawania do złączy niedopasowanych, ze szczelina dochodzącą nawet do 2 mm. przy różnych rodzajach złączy (zakładkowe, doczołowe, teowe), spawanie metodą coldweld wykazało bardzo dobry efekt mostkowania, wysoką estetykę spoin i przede wszystkich odpowiednią ich jakość. poniżej (rys. 6÷8) zamieszczono zdjęcia makrostruktury niedopasowanych złączy spawanych wykonanych w instytucie spawalnictwa w gliwicach. zarówno badania analityczne przeprowadzone w politechnice częstochowskiej jak i technologiczne w instytucie spawalnictwa nad procesem spawania ze zmienną rys. 6. widok złącza zakładkowego [3] fig. 6. view of lap joint [3] rys. 7. widok złącza doczołowego [3] fig. 7. view of lap joint [3] rys. 8. widok złącza teowego [3] fig. 8. view of t shape joint [3] polaryzacją łuku, wykazały, że w porównaniu do spawania konwencjonalnego, występuje tu istotnie mniejszy stopień nagrzewania materiału podstawowego oraz mniejsze oddziaływanie ciepła na ten materiał. metoda ta pozwala na ograniczenie naprężeń i odkształceń spawalniczych, a zatem daje możliwość bezpiecznego jej stosowania dla materiałów wykazujących sie dużą wrażliwością na przegrzanie oraz w procesach łączenia metali, po których oczekuje się niewielkich naprężeń i odkształceń końcowych. ważną cechą tego procesu jest możliwość kształtowania geometrii spoiny przez zmianą ilości składowej ujemnej. warto podkreślić, że proces spawania coldweld nie wymaga żadnych specjalnych czy dedykowanych materiałów spawalniczych, dodatków stopowych ani gazów osłonowych. nie wymaga też stosowania specjalnych uchwytów spawalniczych czy rozbudowanych układów podawania drutu spawalniczego. może być prowadzony we wszystkich pozycjach spawalniczych, zarówno ręcznie jak i w sposób zautomatyzowany. ponadto nie jest ograniczony tylko do spawania i lutospawania blach o niewielkiej grubości, ale może być prowadzony w całym zakresie parametrów prądowych dostępnych na urządzeniu qineo champ (od 40 do 600 a). podsumowanie stosowanie w przemyśle coraz cieńszych i bardziej wytrzymałych materiałów skłoniło producentów urządzeń spawalniczych do wdrożenia nowych technologii łączenia metali, które umożliwiają wydajne wykonanie połączeń spawanych przy zachowaniu minimalnej ilości ciepła wprowadzonego do materiału. firma cloos schweisstechnik, producent systemów qirox oraz qineo, która koncentruje się głownie na rozwoju i doskonaleniu produktów dla potrzeb spawalnictwa i robotyzacji procesów spawania, po raz kolejny oferuje kompletny system produkcyjny w pełni odpowiadający współczesnym wyzwaniom technologicznym. połączenie zalet procesu spawania coldweld z zaletami i możliwościami zrobotyzowanego systemu qirox (w postaci zaawansowanych i wysoce skutecznych układów śledzenia spoin czy oprogramowania robotów zoptymalizowanego dla zadań spawalniczych) stanowi trafne rozwiązanie dla nowoczesnego przemysłu metalowego. każde zwiększenie wydajności procesu spawania, a zwłaszcza takie, które zapewni mniejszą ilość ciepła wprowadzanego do materiału spawanego, chroniąc go tym samym przed odkształceniami lub utratą powłoki ochronnej, zostanie zapewne docenione w produkcji seryjnej, gdyż zwiększy produktywność i zminimalizuje koszty produktu końcowego. powyższe własności mogą znaleźć zastosowanie szczególnie w sektorze motoryzacyjnym, który wymaga wydajnych systemów produkcyjnych, a spawanie zrobotyzowane jest tam standardem. te cechy posiada zrobotyzowany system qirox, wyposażony w urządzenie spawalnicze qineo champ, umożliwiający spawanie metodą coldweld. 145przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 literatura [1] dobaj e.: maszyny i urządzenia spawalnicze, wydawnictwa naukowo -techniczne, warszawa 1994. [2] hackl h., bidner. g: wzrost jakości przy tradycyjnym i impulsowym spawaniu metodą mig/mag przez wprowadzenie nowej technologii, biuletyn instytutu spawalnictwa, 1993, nr 5, str. 11-13. [3] kiszka a., pfeifer t.: spawanie cienkich blach stalowych z powłokami ochronnymi metodą mag prądem o zmiennej biegunowości, biuletyn instytutu spawalnictwa, nr 2, 2012, s. 39-43. [4] kudła k., wojsyk k.: ocena i sposoby ograniczania ciepła wprowadzanego do złącza w procesach wykorzystujących zmodyfikowane asymetryczne przebiegi prądu impulsowego, materiały xvi naukowo-technicznej konferencji spawalniczej, międzyzdroje 2010, s. 171-180. [5] kudła k., wojsyk k.: czy sposób doprowadzania ciepła ma istotny wpływ na geometrię spoin?, biuletyn instytutu spawalnictwa nr 5, 2012, s. 140-144. [6] kudła k., wojsyk k.: normowana energia liniowa, a ilość ciepła wprowadzanego podczas spawania, przegląd spawalnictwa nr 12, 2010, s. 21-25. [7] pikuła j., mendakiewicz j., pfeifer t., wpływ gazu osłonowego na własności połączeń blach ocynkowanych wykonanych metodą lutospawania mig/mag prądem o zmiennej biegunowości, biuletyn instytutu spawalnictwa, vol. 58 (1), s. 54-59, 2014. 201311_pspaw_4ju5.pdf 48 przegląd spawalnictwa 11/2013 adam pietras aleksandra węglowska damian miara wpływ warunków zgrzewania fsw na proces tworzenia złącza z materiałów różniących się właściwościami fizycznymi influence of the fsw conditions on the formation  process of weld made from materials of different  physical properties r inż adam pietra , mgr inż alek andra glow ka mgr inż amian iara – instytut spawalnictwa, gliwice. a tract results of fsw of set of materials: cast aluminium alloy with wrought aluminium alloy, hard to weld with the conventional fusion welding techniques, are presented in this paper. investigation of the plasticization process of aluminium and the formation process of linear weld in the different welding conditions are also presented. influence of the tools’ shape, welding parameters and the tooling on the welds’ structure and on the stability and quality of welding were studied. fsw process using conventional, conical and triflute tools was analysed. as a result of investigation, fsw welding conditions of cast aluminium alloys with wrought aluminium alloy were connected with quality of welds. application of the fsw method was exemplified as joining of radiators’ elements. stre zczenie w artykule przedstawiono wyniki badań procesu zgrzewania fsw trudno spajanego znanymi technikami spawalniczymi zestawu materiałów: aluminium odlewniczego z aluminium przerabianym plastycznie. przedstawiono badania procesu uplastyczniania aluminium oraz formowania się zgrzeiny liniowej w różnych warunkach prowadzenia procesu zgrzewania. badano wpływ kształtu części roboczych narzędzia, parametrów procesu zgrzewania oraz oprzyrządowania zgrzewalniczego na strukturę zgrzein oraz na stabilność i jakość zgrzewania. analizowano proces zgrzewania realizowany za pomocą narzędzi konwencjonalnych, stożkowych oraz typu triflute. w wyniku badań powiązano warunki zgrzewania fsw aluminiowych stopów odlewniczych ze stopami przerabianymi plastycznie z jakością uzyskanych zgrzein. zastosowanie metody zgrzewania fsw przedstawiono na przykładzie łączenia elementów wymienników ciepła. t p proces zgrzewania fsw jest stosunkowo prosty do realizacji w przypadku łączenia elementów wykonanych z takich samych materiałów lub materiałów nieznacznie różniących się właściwościami fizycznymi [1, 2]. w przypadku łączenia materiałów różnorodnych, zwłaszcza różniących się właściwościami fizycznymi, znacznie trudniej uzyskać odpowiednią jakość złącza i powtarzalność zgrzewania [3÷5]. w instytucie spawalnictwa podjęto pracę w zakresie łączenia elementów wykonanych z odlewniczego stopu aluminium z elementami wykonanymi z aluminium przerabianego plastycznie. w pierwszym etapie pracy badano proces uplastyczniania materiału w obszarze styku podczas procesu zgrzewania fsw próbek wykonanych z odlewniczego stopu aluminium i aluminium przerabianego plastycznie oraz proces formowania się zgrzeiny liniowej w różnych warunkach prowadzenia procesu. sprawdzono wpływ kształtu i wymiarów narzędzia oraz parametrów jego ruchu na proces formowania się poprawnej zgrzeiny liniowej. w dalszej kolejności przeprowadzono próby i badania procesu zgrzewania modelowej chłodnicy, której 49przegląd spawalnictwa 11/2013 korpus wykonano z odlewanego stopu aluminium, natomiast pokrywę z aluminium przerabianego plastycznie. w artykule przedstawiono wybrane wyniki badań dotyczących procesu zgrzewania fsw odlewniczego stopu aluminium en ac-43200 oraz stopu en aw-2017a. stanowi ko adawcze badania procesu fsw podczas zgrzewania elementów wykonanych z aluminium odlewniczego z elementami wykonanymi z aluminium przerabianym plastycznie przeprowadzono na stanowisku badawczym składającym się z frezarki pionowej fyf32ju2, wyposażonej w specjalne oprzyrządowanie. do prowadzenia badań stanowisko badawcze wyposażono w uchwyty mocujące zgrzewane płyty oraz różne przyrządy do rejestracji warunków zgrzewania. na rysunku 1 przedstawiono widok stanowiska badawczego do badań procesu zgrzewania liniowego płyt. na stanowisku tym prowadzono proces zgrzewania elementów modelowej chłodnicy. badania sił i momentu siły podczas procesu zgrzewania fsw realizowano na stanowisku wyposażonym dodatkowo w przyrząd lowstir do pomiaru i rejestracji parametrów mechanicznych procesu zgrzewania. stanowisko badawcze z założoną głowicą lowstir na wrzecionie zgrzewarki przedstawiono na rysunku 1b. dane rejestrowane przez głowicę pomiarową lowstir były gromadzone w pamięci komputera i następnie przetwarzane za pomocą specjalistycznego oprogramowania. ateriały do ada do badań zgrzewania metodą fsw elementów chłodnic wykonanych ze stopu odlewniczego i stopu przerabianego plastycznie stosowano próbki wyfrezowane z materiału odlewniczego en ac-43200 oraz ry 1 stanowisko badawcze do zgrzewania liniowego metodą fsw zbudowane na bazie konwencjonalnej frezarki: a) frezarka pionowa z głowicą dwuskrętną fyf32ju2, b) oprzyrządowanie zgrzewarki: uchwyty mocujące zgrzewane elementy i głowica lowstir ig 1 the test stand for friction stir welding: a) conventional vertical milling machine fyf32ju2, b) tooling and lowstir device for forces and torque measurements ) a) ta lica i skład chemiczny stopów aluminium zastosowanych w badaniach [6, 7] ta le i chemical composition of aluminium alloys used during studies [6, 7] oznaczenie stopu zawartość pierwiastków, % wag. numeryczne symbolami chemicznymi si cu mg mn fe ti zn ni al en ac-43200 (ak9)* en ac-al si10mg(cu) 9,00 ÷11,00 0,35 0,20 ÷0,45 0,55 0,65 0,20 0,35 0,15 reszta en aw-2017a (pa6)** en aw-al cu4mgsi 0,20 ÷0,80 3,50 ÷4,50 0,40 ÷1,00 0,40 ÷1,00 0,70 0,15 0,25 – reszta aluminium przerabianego plastycznie en aw-2017a. skład chemiczny i właściwości fizyczne materiałów stosowanych w badaniach zestawiono w tablicach i i ii. z blach z aluminium przerabianego plastycznie i z odlanych płyt przygotowano płyty próbne o wymiarach 500x100x6 mm. płyty próbne unieruchamiano na stole roboczym zgrzewarki, dostawiając do czoła płytę z aluminium odlewniczego do płyty z aluminium przerabianego plastycznie. w tych warunkach prowadzono badania wpływu procesu fsw na uplastycznianie obszaru zgrzewania materiałów znacznie różniących się uwagi: * odlewniczy stop aluminium ** stop aluminium przerobiony plastycznie 50 przegląd spawalnictwa 11/2013 ta lica ii. wybrane właściwości stopów aluminium zastosowanych w badaniach [6, 8] ta le ii selected properties of aluminium alloys used during studies [6, 8] ry 3 modelowa chłodnica. kierunek zgrzewania oraz miejsca badań struktury ig 3 model radiator. welding direction and places of micro and macroscopic examination ry 2 modelowa chłodnica. pokrywa – stop en aw-2017a. odlewany korpus – stop en ac-43200 ig 2 model radiator. cover plate – en aw-2017a alloy. casting frame – en ac-43200 alloy oznaczenie stopu minimalne właściwości numeryczne symbolami chemicznymi rp0,2 ,mpa rm ,mpa a50mm,% hb en ac-43200,(ak9)* en ac-al si10mg(cu) 90 180 1 55 en aw-2017a,(pa6)** en aw-al cu4mgsi ≤ 145 ≤ 225 ≥ 13 55 właściwościami fizycznymi, w szczególności badano wpływ kąta ustawienia narzędzia na formowanie się zgrzeiny, wpływ parametrów procesu i kształtu narzędzia na temperaturę i strukturę zgrzein oraz na jakość zgrzewania. w następnej kolejności przygotowano modelową chłodnicę składającą się z odlewanego korpusu i pokrywy wykonanej z aluminium przerabianego plastycznie (rys. 2). kierunek zgrzewania oraz miejsca badań struktury chłodnicy przedstawiono na rysunku 3. narz dzia do zgrzewania w trakcie pracy przebadano wpływ szeregu narzędzi, o różnym kształcie i wymiarach części roboczych, na jakość zgrzewania prowadzonego w różnej konfiguracji ustawienia zgrzewanych elementów. narzędzia wykonano ze stali szybkotnącej hs 6-5-2 (sw7m) [9]. wymiary narzędzi stosowanych w badaniach zestawiono w tablicy iii. adania ił i moment tarcia na stanowisku wyposażonym w przyrząd lowstir badano wpływ parametrów procesu na siły i moment siły oddziałujące na narzędzie. wyniki przykładowego pomiaru parametrów mechanicznych przedstawiono na rysunku 4. wyniki badań zestawiono w tablicy iv. obliczenia poszczególnych zależności dokonywano dla stanu ustalonego, przy ustabilizowanych warunkach nagrzewania i rozchodzenia się ciepła podczas zgrzewania. przeprowadzono badania dla narzędzi przedstawionych w tablicy iii. poszczególne wartości sił nieco się różniły, lecz ogólne zależności wpływu warunków zgrzewania na ich wartości były bardzo podobne. w tablicy iv przytoczono wyniki badań przeprowadzonych dla narzędzia s (1), natomiast w sposób zbiorczy zależność momentu tarcia, siły w kierunku zgrzewania (fx) i siły docisku (fy) od prędkości zgrzewania i prędkości obrotowej dla przykładowego narzędzia s (2) przedstawiono na rysunku 5. ry 4 przebieg siły docisku fz, momentu siły i siły w kierunku zgrzewania fx rejestrowanych podczas badań wzdłuż całej linii zgrzewania ig 4 run of the fz and fx forces and torque measured during welding along the welding line uwagi: * odlewniczy stop aluminium ** stop aluminium przerobiony plastycznie 51przegląd spawalnictwa 11/2013 ta lica iii narzędzia stosowane w badaniach ta le iii tools used during studies typ kształt narzędzia w części roboczej wymiary d, ;mm d, mm l, mm s (1) 16 5,5 3,0 s (2) 20 6,5 4,0 s (3) 24 7,5 4,5 s (4) 12 5,0 3,0 s (5) 15 5,0 4,0 k (1) 20 8,0 5,8 t (1) 20 8,0 5,8 uwagi: s – narzędzie stożkowe, k – narzędzie konwencjonalne, t – narzędzie typu triflute ta lica iv wyniki pomiarów sił i momentu siły w stanie ustalonym dla różnych warunków zgrzewania narzędziem s (1) ta le iv results of the measurements of forces and torque in steady state for a different welding conditions with the use of s (1) tool materiał od strony natarcia parametry ruchu narzędzia moment mt nm siła fz kn siła fx kn uwagi vn obr/min vzg mm/min en ac-43200 560/ 280 37,1 15,5 1,2 kąt 1,5o en ac-43200 560 355 36,5 15,6 1,3 kąt 1,5o en ac-43200 710 355 29,6 15,6 1,4 kąt 1,5o en aw-2017a 560 280 35,8 15,6 0,7 kąt 1,5o en aw-2017a 560 355 34,5 14,8 0,6 kąt 1,5o en aw-2017a 710 355 28,3 14,4 1,4 kąt 1,5o en aw-2017a 560 280 32,1 10,0 1,1 kąt 0o en aw-2017a 560 355 32,4 9,9 1,0 kąt 0o en aw-2017a 710 355 26,8 10,5 1,2 kąt 0o en ac-43200 560 355 36,2 12,7 1,5 kąt 0o en ac-43200 710 355 26,2 10,7 1,4 kąt 0o 52 przegląd spawalnictwa 11/2013 adanie wpływ narz dzia na ako zgrzewania badania wpływu wymiaru narzędzia na jakość zgrzewania fsw prowadzono z użyciem czterech różnych narzędzi przy różnych parametrach zgrzewania. kształty i wymiary narzędzi zestawiono w tablicy iii. wybrane zestawy parametrów, stosowanych w badaniach, przedstawiono w tablicy v. w badaniach analizowano proces formowania się lica zgrzeiny, wielkość wypływek, jakość powierzchni oraz strukturę zgrzein na przekrojach złączy. przykładowe powierzchnie zgrzein przedstawiono na rysunkach 8 i 9. typowe makrostruktury zgrzein pokazano na rysunkach 10÷16, a wybrane struktury zgrzein w badaniach mikroskopowych na rysunkach 17 ÷ 19. ry 5 wpływ prędkości obrotowej vn i zgrzewania vzg na moment mt działający na narzędzie s (2) ig 5 influence of the rotation speed vn and travel speed vzg on the torque affected on s (2) tool ry 6 wpływ prędkości obrotowej vn i zgrzewania vzg na siłę fx działającą na narzędzie s (2) ig 6 influence of the rotation speed vn and travel speed vzg on the fx force affected on s (2) tool ry 7 wpływ prędkości obrotowej vn i zgrzewania vzg na siłę fz działającą na narzędzie s (2) ig 7 influence of the rotation speed vn and travel speed vzg on the fz force affected on s (2) tool ry 8 powierzchnie zgrzein wykonanych narzędziem s (2) ig 8. view of the surfaces of the welds made with the use s (2) tool ry 9 powierzchnie zgrzein wykonanych narzędziem s (4) ig 9 view of the surfaces of the welds made with the use s (4) tool en aw-2017a od strony natarcia en ac-43200 od strony natarcia en ac-43200 od strony natarcia en aw-2017a od strony natarcia 53przegląd spawalnictwa 11/2013 ta lica v parametry zgrzewania ta le v welding parameters nr parametru typ narzędzia (nr) materiał od strony natarcia parametry ruchu narzędzia uwagi vn obr/min vzg mm/min 1 s (1) en ac-43200 560 280 poprawne licoliniowa nieciągłość 3 s (1) en ac-43200 900 180 poprawne lico i budowa zgrzeiny 5 s (1) en ac-43200 900 560 poprawne licodrobna nieciągłość 6 s (1) en aw-2017a 560 280 poprawne licoliniowa nieciągłość 7 s (1) en aw-2017a 450 180 poprawne lico i budowa zgrzeiny bardzo drobne wady 8 s (1) en aw-2017a 900 180 nierówna powierzchnia licabardzo drobne wady 9 s (1) en aw-2017a 450 560 poprawne lico i budowa zgrzeinybardzo drobne wady 10 s (1) en aw-2017a 900 560 poprawne licoliniowa nieciągłość 11 s (2) en aw-2017a 560 280 nierówna powierzchnia lica 15 s (2) en aw-2017a 900 560 poprawne licoliniowa nieciągłość 23 s (3) en ac-43200 900 180 poprawne lico i budowa zgrzeiny 27 s (3) en aw-2017a 450 180 poprawne lico i budowa zgrzeiny 28 s (3) en aw-2017a 900 180 nierówna powierzchnia licapustka kanalikowa 33 s (4) en aw-2017a 900 180 poprawne lico i budowa zgrzeiny 40 s (4) en ac-43200 900 560 nieprawidłowe mieszanie materiału jądra. duża pustka kanalikowa ry 10 makrostruktura zgrzeiny fsw. materiał en aw-2017a od strony natarcia. parametry zgrzewania: nr 11 z tabl. v ig 10. macrostructure of fsw weld. en aw-2017a by the advancing side. welding parameters: no 11 from table v ry 11 makrostruktura zgrzeiny fsw. materiał en aw-2017a od strony natarcia. parametry zgrzewania: nr 15 z tabl. v ig 11 macrostructure of fsw weld. en aw-2017a by the advancing side. welding parameters: no 15 from table v ry 12 makrostruktura zgrzeiny fsw. materiał en ac-43200 od strony natarcia. parametry zgrzewania: nr 23 z tabl. v ig 12 macrostructure of fsw weld. en ac-43200 by the advancing side. welding parameters: no 23 from table v ry 13 makrostruktura zgrzeiny fsw. materiał en aw-2017a od strony natarcia. parametry zgrzewania: nr 27 z tabl. v ig 13 macrostructure of fsw weld. en aw-2017a by the advancing side. welding parameters: no 27 from table v 54 przegląd spawalnictwa 11/2013 adania zgrzewania s modelowe c łodnicy badania procesu zgrzewania elementów modelowej chłodnicy prowadzono na podstawie o doświadczeń wynikające z badań procesu tworzenia złączy przy zgrzewaniu płyt. w wyniku prób i badań dobrano wymiary narzędzia, prędkość zgrzewania i sposób mocowania elementów chłodnicy. z modelowej chłodnicy wycięto próbki do badań struktury zgrzeiny w newralgicznych miejscach złącza. miejsce pobrania próbek przedstawiono na rysunku 3. charakterystyczne struktury zgrzein w wybranych obszarach przedstawiono na rysunkach 20÷23. ry 14 makrostruktura zgrzeiny fsw. materiał en aw-2017a od strony natarcia. parametry zgrzewania: nr 28 z tabl. v ig 14 macrostructure of fsw weld. en aw-2017a by the advancing side. welding parameters: no 28 from table v ry 15 makrostruktura zgrzeiny fsw. materiał en aw-2017a od strony natarcia. parametry zgrzewania: nr 33 z tabl. v ig 15 macrostructure of fsw weld. en aw-2017a by the advancing side. welding parameters: no 33 from table v ry 16. makrostruktura zgrzeiny fsw. materiał en ac-43200 od strony natarcia. parametry zgrzewania: nr 40 z tabl. v ig 16 macrostructure of fsw weld. en ac-43200 by the advancing side. welding parameters: no 40 from table v ry 17 mikrostruktura fragmentu zgrzeiny fsw. materiał en ac-43200 od strony natarcia. parametry zgrzewania: nr 3 z tabl. v. przejście pomiędzy materiałem zgrzeiny a swc od strony natarcia. traw. odcz. kellera ig 17 microstucture of fsw weld. en ac-43200 by the advancing side. welding parameters: no 3 from table v. boundary between the weld and haz from the advancing side. etching keller ry 18 mikrostruktura fragmentu zgrzeiny fsw. materiał en ac43200 od strony natarcia. parametry zgrzewania: nr 3 z tabl. v. struktura pod licem w centralnym obszarze zgrzeiny. traw. odcz. kellera ig 18. microstructure of fsw weld. en ac-43200 by the advancing side. welding parameters: no 3 from table v. structure under the face of weld in the central area of the weld. etching keller ry 19 mikrostruktura fragmentu zgrzeiny fsw. materiał en ac-43200 od strony natarcia. parametry zgrzewania: nr 3 z tabl. v. przejście pomiędzy materiałem zgrzeiny a materiałem rodzimym od strony spływu. traw. keller ig 19 microstucture of fsw weld. en ac-43200 by the advancing side. welding parameters: no 3 from table v. boundary between the weld and parent material from the retreating side. etching keller ry 20 makrostruktura zgrzeiny fsw w miejscu a2 z rys. 3 ig 20 macrostructure of fsw weld in the point a2 from fig. 3 ry 21. makrostruktura zgrzeiny fsw w miejscu a6 z rys. 3 ig 21 macrostructure of fsw weld in the point a6 from fig. 3 ry 22 makrostruktura zgrzeiny fsw w miejscu a9 z rys. 3 ig 22 macrostructure of fsw weld in the a9 point from fig. 3 ry 23 makrostruktura zgrzeiny fsw w miejscu a9 z rys. 3 – w przypadku ustawienia stopu en aw-2017a od strony spływu ig 23. macrostructure of fsw weld in the point a9 from fig. 3. en aw-2017a by the retreating side 55przegląd spawalnictwa 11/2013 adania wła ciwo ci mec anicznyc badania właściwości mechanicznych złączy modelowej chłodnicy wykonano na podstawie badań twardości zgrzein oraz próby ciśnieniowej całej chłodnicy. zwykle tego typu urządzenia pracują przy ciśnieniu roboczym rzędu 2÷4 barów. przeprowadzono próbę ciśnieniową przy ciśnieniu 6 barów sieci pneumatycznej. w wyniku prób stwierdzono, że żadna z badanych chłodnic nie uległa zniszczeniu ani odkształceniu i wszystkie były szczelne przy ciśnieniu próbnym 6 barów. sprawdzono profil twardości wybranych zgrzein wyciętych z chłodnic poddanych badaniom metalograficznym. twardość stopu przerobionego plastycznie wynosi ok. 71 hv, natomiast stop odlewniczy charakteryzuje się twardością ok. 60 hv. na rysunku 24 przedstawiono mapę twardości próbki wyciętej z chłodnicy zgrzewanej przy ustawieniu stopu en ac-43200 od strony natarcia. otrzymano podobny rozkład twardości dla próbki pobranej z chłodnicy zgrzewanej przy podobnym ustawieniu stopu en aw-2017a . ry 24 mapa twardości obszaru złącza dla próbki wyciętej z chłodnicy zgrzewanej przy ustawieniu stopu en ac-43200 od strony natarcia ig 24 hardness map of the welding area of joint for sample cutted from the radiator. en ac-43200 by the advancing side w przypadku ustawienia stopu przerabianego plastycznie en aw-2017a od strony natarcia znacznie częściej występowały wady struktury w postaci kanalikowych nieciągłości w obszarze końcówki oddziaływania narzędzia, niż w przypadku ustawienia stopu odlewniczego od drugiej strony. ta tendencja jest szczególnie widoczna przy zgrzewaniu bez kąta pochylenia narzędzia. podobne wyniki uzyskano w pracy [10]. aby jakość zgrzewania była zadowalająca, prędkość obrotowa nie może być zbyt duża. przy prędkości obrotowej 900 obr/min, nawet przy ustawieniu stopu odlewniczego od strony natarcia, w obszarze oddziaływania jego końcówki występują nieciągłości (np. rys. 11, 14). z badań wpływu wymiarów narzędzia z trzpieniem stożkowym i parametrów jego ruchu na jakość procesu zgrzewania wynika, że pewne warunki zgrzewania wpływają na jakość lica zgrzeiny i formowania się górnych warstw złącza, inne z kolei mają decydujące znaczenie w procesie formowania się głębszych warstw zgrzeiny. formowanie lica zgrzeiny jest bardziej utrudnione w przypadku ustawienia stopu odlewniczego od strony natarcia. w tych samych warunkach zgrzewania (narzędzie i parametry takie same) lico zgrzeiny jest dobrze uformowane, gdy od strony natarcia jest stop en aw-2017a, natomiast gdy jest tam stop odlewniczy en ac-43200, występuje wyraźnie widoczna liniowa nieciągłość (np. rys. 8 i 9). wada na powierzchni lica zgrzeiny występuje również w przypadku, gdy powierzchnia wieńca opory jest zbyt mała w stosunku do średnicy trzpienia narzędzia. wraz ze zwiększaniem grubości zgrzewanych blach i płyt musi wzrastać średnica narzędzia, zarówno trzpienia, jak i wieńca opory. stwierdzono, że w obszarze oddziaływania końcówki narzędzia mogą występować nieciągłości, których wymiary i zakres występowania zależą głównie od parametrów ruchu narzędzia. nieciągłości te ulokowane są przede wszystkim od strony natarcia i bardziej widoczne są w przypadku zgrzewania elementów ze stopu en aw-2017a (np. rys. 11, 14), niż stopu odlewniczego (rys. 16). wady te obserwowano również w pracy [11]. zwiększanie prędkości zgrzewania również niekorzystnie wpływa na występowanie nieciągłości w tym obszarze. przy bardzo wolnym procesie zgrzewania (rys. 13), nawet przy ustawieniu stopu en aw-2017a od strony natarcia, wady nie występują lub są bardzo niewielkie. w przypadku takiego ustawienia stopu odlewniczego od strony natarcia można wykonywać zgrzeiny przy większych prędkościach posuwu narzędzia (np. przy parametrach nr 5, tabl. v). podobnie stwierdzono w pracach [12] i [13]. pozostałe strefy zgrzeiny były ciągłe i wykazywały bardzo dobre powiązanie pomiędzy poszczególnymi warstwami mieszanych partii materiałów (np. rys. 10, 15). w badaniach stwierdzono, że twardość obszaru mieszania zgrzeiny ulega obniżeniu. w pracach [14, 15] zauważono, że profil twardości złącza zależy od rodzaju zgrzewanego stopu i może również ulegać zwiększeniu w strefie mieszania. analiza wynik w badania wykazały, że kąt ustawienia narzędzia ma istotne znaczenie w aspekcie sił związanych z procesem zgrzewania, natomiast na jakość zgrzewania duży wpływ wywiera ustawienie elementów. łatwiej również uzyskać zwartą strukturę zgrzeiny podczas zgrzewania z narzędziem nachylonym pod niewielkim kątem, niż w przypadku prostopadłego ustawienia narzędzia. w przypadku nachylenia narzędzia moc cieplna procesu jest większa (siła docisku i moment tarcia są wyższe) i większa jest ilość ciepła generowana w styku tarciowym. ułatwia to formowanie materiału zgrzeiny, zwiększa jednak siły działające na narzędzie, co może wpływać na jego trwałość. 56 przegląd spawalnictwa 11/2013 badania zgrzewania prowadzone na zgrzeinach modelowej chłodnicy wykazały podobny wpływ warunków zgrzewania, jak w przypadku procesu prowadzonego na płytach próbnych. przy prawidłowo dobranych warunkach zgrzewania struktura zgrzein jest zwarta na całej głębokości zgrzewania. nie obserwowano wad w strukturze zgrzein uzyskanych przy zgrzewaniu w obu badanych przypadkach: zarówno przy ustawieniu stopu przerabianego plastycznie od strony natarcia, jak i spływu, struktura była poprawna (np. rys. 20). poprawną strukturę wykazywały również zgrzeiny wycięte z naroży chłodnicy, tj. z miejsc zmiany kierunku zgrzewania (rys. 21). nio ki na podstawie badań i analizy wyników sformułowano następujące wnioski: – do łączenia elementów wykonanych z aluminium odlewniczego z elementami wykonanymi z aluminium przerabianym plastycznie można zastosować metodę fsw. poprawnie dobrane warunki zgrzewania pozwolą na uzyskanie dobrego jakościowo złącza o wymaganych właściwościach wytrzymałościowych. – w przypadku zgrzewania elementów wzdłuż skomplikowanej trajektorii linii łączenia można zastosować narzędzie z trzpieniem stożkowym, co gwarantuje właściwą budowę strukturalną zgrzeiny przy minimalnych obciążeniach wrzeciona zgrzewarki oraz oprzyrządowania mocującego zgrzewane elementy. – zmiany parametrów zgrzewania (wahania docisków, zmiana prędkości obrotowej lub prędkości zgrzewania) wpływają ma zmianę ilości wydzielanego ciepła oraz sposób mieszania metali obu stopów w strefie oddziaływania narzędzia. – w strukturze zgrzeiny, głównie w obszarze oddziaływania końcówki narzędzia, mogą występować nieciągłości, których wielkość i zakres występowania zależą głównie od parametrów ruchu narzędzia. nieciągłości te ulokowane są przede wszystkim od strony natarcia i bardziej widoczne są w przypadku zgrzewania elementów przy ustawieniu od strony natarcia stopu en aw-2017a, niż stopu odlewniczego. – zwiększanie prędkości zgrzewania niekorzystnie wpływa na strukturę zgrzeiny. przy bardzo wolnym procesie zgrzewania (180 mm/min) nawet przy ustawieniu stopu en aw-2017a od strony natarcia wady nie występują lub są bardzo niewielkie. w przypadku ustawienia stopu odlewniczego od strony natarcia można wykonywać zgrzeiny przy większych wydajnościach procesu zgrzewania. – w przypadku zgrzewania fsw wzrost prędkości obrotowej i prędkości zgrzewania powodują najpierw spadek siły w kierunku zgrzewania, a następnie jej wzrost. ta charakterystyczna cecha procesu skłania do poszukiwania takich warunków zgrzewania, przy których zostanie uzyskana właściwa struktura zgrzeiny, a siła oddziałująca na cały układ będzie najmniejsza. literat ra [1] thomas w. m.: friction stir butt welding. int. patent application. pct/gb92/02203.1991. [2] thomas w, m., norris i.m., staines d.g., watts e.r.: friction stir welding – process developments and variant techniques. the sme summit 2005. oconomowoc, milwaukee, usa, august, 2005. [3] miles m. p., melton d. w., nelson t. w., formability of frictionstir-welded dissimilar-aluminum-alloy sheets, metallurgical and materials transactions, nr 36a, s. 3335-3342, 2005. [4] venkateswaran p., xu z. h., li x., reynolds a. p.: determination of mechanical properties of al mg alloys dissimilar friction stir welded interface by indentation methods, , journal of materials science, nr 44, str. 4140-4147, 2009. [5] debroy t., bhadeshia h.k.d.h.: friction stir welding of dissimilar alloys – a perspective. science and technology of welding and joining 15 (2010) 266 270. [6] pn-en 1706:2011p. aluminium i stopy aluminium odlewy skład chemiczny i właściwości mechaniczne. [7] pn-en 573-3:2010p. aluminium i stopy aluminium skład chemiczny i rodzaje wyrobów przerobionych plastycznie część 3: skład chemiczny i rodzaje wyrobów. [8] dobrzański l.: podstawy nauki o materiałach i metaloznawstwo, wnt, warszawa, 2002. [9] pn-en 10027-1:2007p. systemy oznaczania stali – część 1: znaki stali. [10] lee w. b., yeon y. m., jung s. b.: the joint properties of dissimilar formed al alloys by friction stir welding according to the fixed location of materials, scripta materialia nr 49, s. 423-428, 2003. [11] kim y. g., fujii h., tsumura t., komazaki t., nakata k.: three defect types in friction stir welding of aluminium die casting alloy, materials science and enginnering, nr a 415, str. 250254, 2006. [12] lee w. b., yeon y. m., jung s. b.: the improvement of mechanical properties of friction-stir-welded a356 al alloy, materials science and engineering nr a 355, s. 154-159, 2003. [13] kim y. g., fujii h., tsumura t., komazaki t., nakata k.: effect of welding parameters on microstructure in the stir zone of fsw joints of aluminium die casting alloy, materials letter, nr 60, s. 3830-3837, 2006. [14] rodriguez n. a., almanza e., alvarez c. j.: study of friction stir welded a319 and a413 aluminum casting alloys, journal of materials science, nr 40, s. 4307-4312, 2005. [15] uematsu y., tozaki y., tokaji k.: fatigue behawior of dissimilar friction stir welds between cast and wrought aluminum alloys, strength of materials, nr 40-1, s. 138-141, 2008. nr 5 2015 www.pdf 74 przegląd spawalnictwa vol. 87 5/2015 wymagania spawalnicze dla instalacji rurociągowych w systemach dystrybucji gazów wysokiej czystości w przemyśle półprzewodnikowym welding requirements for pipelines of high purity gas distribution systems in semiconductor industry dr inż. krystian meka – biuro inżynierskie kms autor korespondencyjny/corresponding author: meka@km-s.pl streszczenie hale fabryczne każdego producenta mikroprocesorów wyposażone są w setki kilometrów instalacji rurociągowych wykonanych ze stali stopowej do dystrybucji różnego rodzaju gazów technicznych stosowanych w produkcji elementów półprzewodnikowych. technologia ich łączenia musi zachować szczelność i odporność na korozję całej instalacji. ponadto system dystrybucji musi zagwarantować bardzo wysoką czystość gazów, co oznacza, że wysokiej i ultra-wysokiej czystości gaz musi przejść przez rurociąg bez gromadzenia pyłów, wilgoci lub innych zanieczyszczeń. w przeszłości standardy wykonania rurociągów do transportu gazów w przemyśle półprzewodnikowym określały specyfikacje producentów. tak zwane praktyczne lub standardowe procedury operacyjne (sop – standard operating procedure) zostały opracowane przez wykonawców instalacji w celu dotrzymania rygorystycznych norm czystości narzuconych przez przemysł półprzewodnikowy. w latach 1993-94 międzynarodowe stowarzyszenie producentów i dostawców dla branży półprzewodnikowej semi wprowadziło dwie nowe normy, które dotyczą orbitalnego spawania metodą tig instalacji do dystrybucji mediów w przemyśle mikro i nano-elektroniki. przepisami tymi są: semi f78 „zasady spawania metodą tig systemów dystrybucji mediów do zastosowań w przemyśle półprzewodnikowym” (practice for gas tungsten arc (gta) welding of fluid distribution systems in semiconductor manufacturing applications) – przedstawiają wytyczne dotyczące spawania podczas produkcji i montażu rurociągów oraz semi f81 „specyfikacja dla badań wizualnych i oceny spoin wykonanych metodą tig w systemach dystrybucji mediów do zastosowań w przemyśle półprzewodnikowym” (specification for visual inspection and acceptance of gas tungsten arc (gta) welds in fluid distribution systems in semiconductor manufacturing applications) – opisują szczegóły badań wizualnych i kryteria oceny spoin. artykuł opisuje procedury i wymagania tych dwóch norm. słowa kluczowe: spawanie orbitalne, spawanie tig w przemyśle półprzewodnikowym, semi f78, semi f81 abstract workshops of every microchip manufacturer are equipped with hundreds kilometers of stainless steel tubing transporting gases used in production. the welding technology must maintain the integrity, corrosion resistance and leek free of the system. additionally, high and ultra-high purity gases must be able to pass through the piping systems without accumulating particulates, moisture or other contaminates. in the past standards for semiconductor gas lines based on company specifications. practices or standard operating procedures (sops) were issued by contractors to meet the high purity standards set by the industry. the society semiconductor equipment and materials international (semi) in 1993-94 introduced two new standards that apply to orbital gta welding in semiconductor fluid distribution systems. these standards are semi f78 “practice for gas tungsten arc (gta) welding of fluid distribution systems in semiconductor manufacturing applications” a guideline for fabrication, and semi f81 “specification for visual inspection and acceptance of gas tungsten arc (gta) welds in fluid distribution systems in semiconductor manufacturing applications” weld acceptance criteria. the paper present procedures and requirements of these two standards. keywords: orbital welding, gta welding in semiconductor industry, semi f78, semi f81 krystian meka 75przegląd spawalnictwa vol. 87  5/2015 wstęp hale fabryczne każdego producenta mikroprocesorów wyposażone są w setki kilometrów instalacji rurociągowych wykonanych ze stali stopowej do dystrybucji różnego rodzaju gazów technicznych stosowanych w produkcji elementów półprzewodnikowych. niektóre z tych mediów są wysoce toksyczne przy bardzo niskich stężeniach, inne są samozapalne w kontakcie z powietrzem, a niektóre z nich są silnie korozyjne. w związku z tym nie tylko rury powinny zapewnić odporność korozyjną i bezawaryjną eksploatację, ale również technologia ich łączenia musi zachować szczelność i odporność na korozję całej instalacji. ponadto system dystrybucji musi zagwarantować bardzo wysoką czystość gazów, co oznacza, że musi on przejść przez rurociąg bez gromadzenia pyłów, wilgoci lub innych zanieczyszczeń. tak wysokie standardy wykonania wymagają stosowania dokładnie sprecyzowanych przepisów. przed 1993 rokiem standardy wykonania rurociągów do transportu gazów w przemyśle półprzewodnikowym określały specyfikacje producentów. tak zwane praktyczne lub standardowe procedury operacyjne (sop – standard.operating.procedure) zostały opracowane przez wykonawców instalacji w celu dotrzymania rygorystycznych norm czystości narzuconych przez przemysł półprzewodnikowy. sop stały się pisemnymi procedurami zapewniającymi wysoką jakość i powtarzalność procesów spawania. jednak w tym czasie nie było jasno określonych zasad i wspólnych kryteriów dotyczących spawania, które mogłyby być zastosowane w całej branży. istniejący przepis semi f3-94 (semiconductor. equipment.and.materials.international.semi) mówił wprawdzie o spawaniu orbitalnym, ale nie przedstawiał żadnych wytycznych. w latach 1993-1994 międzynarodowe stowarzyszenie producentów i dostawców dla branży półprzewodnikowej semi wprowadziło dwie nowe normy, które dotyczą orbitalnego spawania metodą tig instalacji do dystrybucji mediów w przemyśle mikroi nano-elektroniki. przepisami, które zastąpiły semi f3-94, są: semi f78 „zasady spawania metodą tig systemów dystrybucji mediów do zastosowań w przemyśle półprzewodnikowym” (practice.for.gas.tungsten. arc. (gta) welding.of.fluid.distribution.systems.in.semiconductor. manufacturing.applications) – przedstawiają wytyczne dotyczące spawania podczas produkcji i montażu rurociągów oraz semi f81 „specyfikacja dla badań wizualnych i oceny spoin wykonanych metodą tig w systemach dystrybucji mediów do zastosowań w przemyśle półprzewodnikowym” (specification. for. visual. inspection. and. acceptance. of. gas. tungsten.arc.(gta) welds.in.fluid.distribution.systems.in.semiconductor.manufacturing.applications) – opisują szczegóły badań wizualnych i kryteria oceny spoin. te dwa dokumenty miały być wzajemnie komplementarne, tzn. jeżeli zasady przedstawione w f78 zostały dotrzymane podczas spawania, to wykonane spoiny powinny spełniać kryteria oceny określone w f81. nowe przepisy semi zawierają wytyczne dla spawaczy oraz podają kryteria, według których dokonywana jest ocena spoin. definiują one także terminologię, aby uniknąć nieporozumień na linii spawacz kontrola jakości. wymagania spawalnicze normy semi f78-0611 przepis semi f78-0611 „zasady spawania metodą tig systemów dystrybucji mediów do zastosowań w przemyśle półprzewodnikowym” (practice. for. gas. tungsten. arc. (gta) welding.of.fluid.distribution.systems.in.semiconductor. manufacturing. applications) opisuje procedury spawania stali stopowych i innych odpornych na korozję metali i stopów do zastosowań we wspomnianych instalacjach. spoiny wykonane według tych procedur będą odpowiedniej jakości, aby zapewnić wymaganą wysoką czystość systemu, szczelność i wytrzymałość połączeń w systemach dystrybucji mediów. zakres stosowania tego przepisu jest praktycznie ograniczony do automatycznego lub zmechanizowanego spawania orbitalnego bez materiału dodatkowego rur o średnicy do 152,4 mm (6”) ze stali austenitycznej lub superaustenitycznej oraz odpornych na korozję metali i stopów niklu i tytanu. przepis ten nie dotyczy zbiorników ciśnieniowych i magazynowych stosowanych również w tych instalacjach. dokumenty związane z tym przepisem to, oprócz specyfikacji materiałowych takich jak semi f20 i normy astm, również standardy spawalnicze, czyli odpowiednie przepisy asme i aws: – asme bpe – bioprocessing.equipement.standard, – asme b16.25 – buttwelding.ends, – asme b3.3 – process.piping, – asme boiler.and.pressure.vessel.code.–.section.ix,.qualification.standard.for.welding.and.brazing.procedures,.welders,.brazers,.and.welding.and.brazing.operators, – aws a3.0 – standard.welding.terms.and.definitions.including.terms.for.adhesive.bonding,.brazing,.soldering,.thermal.cutting,.and.thermal.spraying, – aws b2.1 – specification.for.welding.procedures.and.performance.qualification. wymagania ogólne: – stosowane procesy spawania, oprócz dodatkowych wymagań tego przepisu, powinny również spełniać wymagania odpowiednich przepisów asme bpvc – section ix, asme b16.25, asme b31.3 i aws b2.1. – wszystkie spoiny powinny być wykonane zgodnie z instrukcją wps i towarzyszącym jej właściwym uznaniem technologii spawania (pqr) i dokumentowane według asme bpvc – section ix lub aws 2.1. – uznania stosowanych technologii spawania i umiejętności spawaczy i operatorów powinny spełniać wymagania asme bpvc – section ix art. ii i ii lub aws 2.1. – spawanie powinno być prowadzone tylko przez certyfikowanych spawaczy i operatorów. procedura egzaminacyjna powinna obejmować wykonanie minimum 3 poprawnych złączy po kolei (pod rząd), typowych połączeń dla najmniejszych i największych średnic dla każdego rodzaju stosowanego materiału. ważność uprawnień wygasa po 6 miesiącach przerwy w spawaniu. – przygotowanie rur do spawania lub ewentualne sczepianie powinno się odbywać pod ciśnieniem gazu osłonowego, a zamknięcie przepływu gazu jest możliwe dopiero po zakończeniu procesu spawania. – spawacze i operatorzy powinni używać odpowiednich do “czystego pomieszczenia” (clean. room) rękawiczek przez cały czas podczas spawania oraz kiedy rury i elementy nie są zamknięte w opakowaniu ochronnym. wyposażenie: – urządzenie spawalnicze to urządzenie do spawania metodą tig, prądem stałym z biegunowością ujemną, z elektronicznie kontrolowanym i dynamicznie sterowanym źródłem prądu pulsacyjnego 5 hz lub więcej. – uchwyty pomocnicze i głowice spawalnicze muszą być czyste i wolne od jakichkolwiek zanieczyszczeń i przebarwień. głowice spawalnicze powinny się obracać swobodnie i płynnie dla każdej prędkości. klamry i mocowania powinny być odpowiednie do rodzaju złącza (średnicy rurek) 76 przegląd spawalnictwa vol. 87 5/2015 i zapobiegać przemieszczeniom większym niż 0,08 mm (0,003”). uchwyty powinny zapewniać widoczność złącza w celu sprawdzenia poprawności montażu. – elektrody wolframowe powinny być dokładnie naostrzone według specyfikacji dla każdego rodzaju głowicy i typu spoiny. odległość elektrody od materiału (długość łuku spawalniczego) powinna być ustawiona zgodnie z procedurą w celu zapewnienia dokładnego i powtarzalnego odstępu w zakresie do 0,05 mm (0,002”). zaleca się stosowanie elektrod wolframowych z dodatkiem 2% ce lub 2% la. – sprzęt do dostarczania gazu osłonowego powinien być wykonany ze stali nierdzewnej i w miarę możliwości szczelnie zamknięty. przewody z tworzywa pfa są dopuszczalne tylko na montażu ze względu na swoją elastyczność, przy czym ich długość powinna być ograniczona do nie więcej niż 10 stóp (3048 mm). – przepływ gazu osłonowego wewnątrz rury musi być mierzony i kontrolowany. – sprzęt do przygotowania brzegów rur do spawania powinien zapewnić dokładność dopasowania – odstęp między brzegami nie większy niż 0,08 mm. przygotowanie brzegów nie może się odbywać przy użyciu materiałów ściernych aby żadne opiłki nie zanieczyściły wnętrza rury, nie można używać oleju ani innych smarów. – sprzęt do cięcia również nie może powodować zanieczyszczenia wnętrza rury. niektóre narzędzia do cięcia wymagają doprowadzenia ciśnienia gazu ochronnego do wnętrza rury. cięte końce powinny zapewniać odpowiednie tolerancje lub należy zastosować sprzęt do przygotowania brzegów. materiały: – wszystkie materiały powinny być wykonane zgodnie z normą astm i atestowane przez wytwórcę. atestacja powinna być przeprowadzona zgodnie z astm a450 art 25. – wszystkie austenityczne rury bezszwowe powinny spełniać wymagania semi f20 lub specyfikacje zamawiającego. – przepływ gazu ochronnego wewnątrz rury jest wymagany podczas spawania, jak również podczas sczepiania (o ile takie jest wymagane). – parametry spawania zależą od wybranego gazu osłonowego. argon z powodu swojego skutecznego oddziaływania jest najczęściej stosowanym gazem osłonowym i ochronnym. argon i hel są gazami obojętnymi i oba te gazy chronią jeziorko spawalnicze, jednak mają one różny potencjał jonizacji, przewodność cieplną i aktywność chemiczną. – mieszanka argonu i wodoru zapobiega utlenianiu oraz pozwala na ograniczenie wielkości natężenia prądu spawania w przypadku takiej samej grubości elementów. mieszanka argonowo-wodorowa niekorzystnie oddziałuje na materiały ferrytyczne o zawartości ponad 80% ferrytu. użycie mieszanki argonowo-wodorowej skraca żywotność elektrody wolframowej. mieszanki wodorowe o zawartości ponad 5% wodoru nie są zalecane ze względów bezpieczeństwa. – azot powoduje niestabilność łuku spawalniczego przy zawartości w mieszance osłonowej ponad 3%. azot jest jednak akceptowalny do ochrony grani spoiny od wewnątrz dla rur austenitycznych i wielu odpornych na korozją stopów. azot w temperaturze łuku spawalniczego tworzy azotki w niektórych materiałach ferrytycznych (powyżej 80% ferrytu). – gaz ochronny grani stosowany do wewnątrz rury powinien być bardzo wysokiej czystości, powyżej 99,9997% lub o mniejszej niż 3 ppm całkowitej zawartości zanieczyszczeń (wilgoć, tlen i inne zanieczyszczenia). zasady bezpieczeństwa: – wyposażenie spawalnicze powinno być użytkowane zgodnie z instrukcją obsługi i obowiązującymi przepisami bezpieczeństwa. – spawanie powinno się odbywać zgodnie z mającymi zastosowanie wymaganiami ansi z49.1. – mieszanki spawalnicze zawierające więcej niż 5% wodoru nie są rekomendowane z powodu potencjalnego niebezpieczeństwa. – zabronione jest spawanie rur austenitycznych, które już wcześniej były używane do dystrybucji mediów korozyjnych. – należy zapoznać się z informacjami o spawaniu stali nierdzewnych i dymach spawalniczych. badania i próbki: – przed rozpoczęciem spawania dla każdej średnicy, grubości i rodzaju materiału powinna zostać wykonana próbka kwalifikacyjna, przecięta i oceniona na stanowisku. ta pierwsza próbka standardowa będzie oceniana jako reprezentant wszystkich połączeń tego samego rodzaju. – pierwsza próbka kwalifikacyjna powinna być oceniona na zgodność z przepisem semi f81. próbka powinna zostać przecięta i poddana badaniom wizualnym. kryteria oceny próbki są takie same jak kryteria oceny spoin całego systemu. – jeżeli spoina złącza próbnego zostanie oceniona pozytywnie, wszystkie podstawowe i drugorzędne parametry procesu powinny być udokumentowane w procedurze kwalifikacji. – w przypadku znacznych odstępstw stwierdzonych na spoinach produkcyjnych, wszystkie spoiny należy odrzucić. wykonane złącza należy usunąć i wykonać ponownie. – próbki produkcyjne należy wykonywać systematycznie. należy je porównać ze spoinami wykonanymi na instalacji i ocenić wg semi f81. w przypadku odstępstw stwierdzonych na spoinach produkcyjnych lub w stosunku do semi f81, złącza należy odrzucić. złącze próbne może być złączem produkcyjnym w przypadku, gdy istnieje możliwość jego wizualnej oceny od wewnątrz za pomocą boroskopu lub innego przyrządu. produkcyjne złącze próbne należy wykonać w przypadku wystąpienia jednej z następujących przesłanek: start lub początek zmiany. zmiana parametrów spawania. zmiana materiału lub wytopu. zmiana średnicy lub grubości ścianki. zmiana temperatury otoczenia o ±11°c. zmiana źródła zasilania, bądź sposobu zasilania łącznie z wydłużeniem lub skróceniem przewodów zasilających. zmiana lub wyjęcie elektrody. wymiana sprzętu jak głowicy lub jej rozbudowa. w przypadku zaobserwowania nieprawidłowości procesu przez operatora. w przypadku znaczących zmian parametrów gazu ochronnego od wewnątrz i od zewnątrz (zmiana źródła lub parametrów przepływu gazu). – wszystkie próbki należy wykonać przy tych samych przepływach gazu ochronnego wewnątrz instalacji i gazu osłonowego doprowadzonego do głowicy. procedura postępowania: – pisemne procedury powinny obejmować każdą konfigurację i zawierać wszystkie parametry spawania. – sprawdzenie parametrów i ich weryfikacja na zgodność z kwalifikowaną procedurą spawania. – jednocześnie można wykonywać tylko jedno złącze. 77przegląd spawalnictwa vol. 87  5/2015 – procedura przygotowania złącza: wszystkie przyrządy do cięcia i obróbki końcówek rurek powinny być ostre. stosowanie jakichkolwiek środków smarujących jest niedopuszczalne. wszystkie wióry po cięciu i obróbce końcówek należy usunąć. powierzchnie przygotowane do spawania muszą być czyste, wolne od tlenków, przebarwień, smarów, odprysków i innych materiałów zakłócających proces spawania. rurki należy rozpakować, ciąć, obrobić końcówki i wyczyścić zgodnie z wymaganiami „czystego pomieszczenia” nie pozostawiając zanieczyszczeń wewnątrz ciętych końców. końce rurek należy odciąć usuwając ewentualne zagniecenia lub przewężenia. do cięcia należy używać narzędzi zapewniających osiowość cięcia, nie wolno stosować smarów. przygotowanie złącza musi minimalizować możliwość wprowadzania zanieczyszczeń do systemu, jeśli zachodzi potrzeba należy przedmuchać rurki gazem w celu usunięcia zanieczyszczeń. przygotowane końce powinny spełniać wymagania astm a632 (lub astm a269 dla średnicy większej od 1,27 mm (0,5”)) odnoście owalności i grubości ścianki. odstęp między przygotowanymi do spawania elementami nie może przekraczać 0,08 mm (0,003”) na obwodzie. w pojedynczych miejscach maksymalny odstęp nie może być większy niż 0,15 mm (0,006”). po przygotowaniu ostrożnie i delikatnie stępić powierzchnie wewnętrzne, aby ich nie zarysować. w przypadku zarysowania końcówki należy przygotować ponownie lub zezłomować. ukosowanie jest niezalecane. maksymalne stępienie krawędzi powinno być mniejsze niż 10% grubości ścianki lub 0,13 mm (0,005”). wszystkie komponenty powinny spełniać wymagania czystości przed dospawaniem do systemu. narzędzia używane do obróbki i przygotowania rur ze stali stopowych lub stopów nie mogą być używane do stali węglowych. narzędzia muszą być czyste, wolne od tłuszczów, olejów, kurzu i innych zanieczyszczeń. należy unikać kontaktu różnych rodzajów materiałów ze sobą. nie jest dopuszczalne gięcia rurek w obszarze spoiny. należy używać tylko narzędzi i procesów, które nie uszkodzą powierzchni i nie pogorszą własności materiałów użytych w systemie. końce rurek należy zakorkować po odcięciu dopływu gazu osłonowego w celu zabezpieczenia przed zanieczyszczeniem. korki usuwać bezpośrednio przed spawaniem. – procedura czyszczenia rurek: zaleca się czyszczenie wszystkich rurek po cięciu, a przynajmniej rurki zanieczyszczone podczas przygotowania powinny być czyszczone zgodnie z procedurą. w przypadku rurek zanieczyszczonych lub w przypadku konieczności usuwania opiłków po cięciu mechanicznym należy stosować następującą procedurę: 1. najpierw płukanie zimną dejonizowaną wodą. 2. następnie płukanie ciepłą wodą (80 °c). 3. końcowe płukanie strumieniem wody pod ciśnieniem. 4. suszenie ciepłym azotem (150 °c) pod ciśnieniem, suszenie musi nastąpić bezpośrednio po płukaniu. 5. bezpośrednio po suszeniu rurki należy zakorkować i zapakować w folię ochronną. – gaz osłonowy: podczas spawania należy używać gazu osłonowego grani, którego przepływ powinien być kontrolowany i nastawiany zgodnie z wytycznymi. złącza produkcyjne muszą być wykonywane przy tych samych ustawieniach przepływu gazu, jakie były stosowane do spawania próbek. podczas spawania gaz osłonowy bez przerwy powinien przepływać przez wszystkie elementy systemu, takie jak rurki, złączki, zawory i inne komponenty. urządzenia do spawania orbitalnego powinny zapewniać stały, niezakłócony dopływ gazu ochronnego do głowicy spawalniczej. podczas spawania dopływ gazu osłonowego (od wewnątrz) i ochronnego (do głowicy) musi być zapewniony aż do schłodzenia spoiny i zdjęcia głowicy. dopływ gazu osłonowego i ochronnego powinien odbywać się przez urządzenie pomiarowe w celu zapewnienia właściwego przepływu. przy spawaniu instalacji, która nie może być później wyczyszczona, należy utrzymywać przepływ gazu osłonowego wewnątrz na poziomie 1-2 l/min lub ciśnienie 206 kpa, aż do zakończenia spawania. dopływ gazu od kolektora zbiorczego powinien odbywać się oddzielnymi liniami zasilania do każdej spawanej instalacji. należy zwrócić szczególną uwagę, aby wszystkie linie zasilania były wypełnione gazem osłonowym przed spawaniem. wszystkie zaślepione odgałęzienia muszą być również całkowicie wypełnione gazem osłonowym przed spawaniem. wszystkie spoiny należy wykonać zapewniając odpowiedni przepływ gazu osłonowego wg instrukcji wps w trakcie oraz po spawaniu. do zaślepionych końców instalacji gaz osłonowy należy wprowadzić dodatkową cienką rurką, zapewniając odpowiednią ochronę grani spoiny. przepływ gazu osłonowego przed i po spawaniu należy prowadzić tak długo, jak to potrzebne, aby uniknąć nieakceptowalnych przebarwień spoiny. nieznaczne zewnętrzne przebarwienia powstałe w skutek utleniania można usunąć natychmiast po spawaniu szczotką ze stali nierdzewnej. przepływ gazu osłonowego należy zapewnić również podczas czyszczenia, aby uniknąć wprowadzenia zanieczyszczeń do instalacji. – elektroda wolframowa: elektrody powinny być wymieniane tak często, jak to konieczne, aby zapewnić odpowiednią jakość spoiny. zalecana ilość spoin wykonanych tą samą elektrodą zależy od średnicy rurki i wynosi: d poniżej 6,35 mm (1/4”) – 25-50 spoin. d=9,5-25,4 mm (3/8-1”) – 20-25 spoin. d=25,4-50 mm (1-2”) – 10-20 spoin. d powyżej 50 mm 10-15 spoin. elektrody wolframowe należy ciąć, nie łamać. – dodatkowe wymagania: należy zachować odpowiedni dystans między zaworem a spoiną, aby nie uszkodzić gniazda lub trzpienia zaworu podczas spawania. zawory powinny być zlokalizowane w takich miejscach, aby zapewnić wystarczającą ilość miejsca do ich obsługi podczas użytkowania. zawór musi być schłodzony po spawaniu, przed jego użyciem (przekręceniem) aby uniknąć uszkodzenia gniazda. spawanie w „czystym pomieszczeniu” (clean.room): spawacze powinni przestrzegać procedur czystego pomieszczenia i używać odpowiednich rękawiczek (np. lateksowych) podczas spawania rurek lub komponentów wyjętych z folii ochronnej. 78 przegląd spawalnictwa vol. 87 5/2015 wszystkie używane podczas montażu i spawania narzędzia powinny być czyste i nie mogą być wynoszone oraz użytkowane poza czystym pomieszczeniem. o ile to możliwe, jak najwięcej spoin należy wykonać w czystym pomieszczeniu jako spoiny warsztatowe, a tylko te niezbędne bezpośrednio podczas montażu instalacji. spoiny montażowe: jeśli wymagane jest cięcie na instalacji (wcięcie), gaz osłonowy powinien być doprowadzony z obydwu stron, aby uniemożliwić zanieczyszczenie instalacji. w innym przypadku odcinek w kierunku którego przepływa gaz osłonowy powinien być zezłomowany lub wyczyszczony zgodnie z procedurą czyszczenia. ze względów bezpieczeństwa podczas cięcia należy stosować ciśnienie do 35 kpa (5 psi) oraz należy uważać na duże natężenie wypływającego gazu w miejscu cięcia i możliwość wydmuchu zanieczyszczeń, należy chronić siebie i innych przed skaleczeniem lub wypadkiem. przed spawaniem ustawić jeden kierunek przepływu gazu osłonowego. o ile to możliwe, wcięcia do instalacji należy dokonywać w pozycji horyzontalnej. kontrola i ocena spoin: – wszystkie spoiny powinny być zbadane wizualnie zgodnie z wymaganiami semi f81 w 100% od zewnątrz oraz, jeśli to możliwe, również od wewnątrz. – wszystkie elementy instalacji powinny być sprawdzone na zgodność z rysunkiem (wymiary i konfiguracja) w warunkach czystego pomieszczenia, oznakowane, zapakowane i przekazane do ewentualnych dalszych badań. – jeśli zostanie wykryta niezgodność element instalacji może być odrzucony lub naprawiony, o ile jest to możliwe i nie zmieni to założonych w specyfikacji parametrów instalacji. – spoiny powinny być porównane z próbką produkcyjną. jeśli zostanie stwierdzona niezgodność spawalnicza, dwie uprzednio wykonane spoiny należy odciąć i poddać badaniom, takim jak próbka produkcyjna. jeśli którakolwiek z tych spoin nie spełnia wymagań semi f81 wszystkie spoiny wykonane zgodnie z tym wpsem należy odrzucić i pospawać ponownie. raportowanie: – wszystkie próbki produkcyjne powinny być opisane datą i godziną wykonania oraz znakiem identyfikacyjnym operatora. próbki i protokoły oceny powinny być przechowywane przez jeden rok. – w dzienniku spawania powinny być odnotowane wszystkie spoiny wykonane na instalacji oraz złącza próbne i „as built” rysunki wraz z wszystkimi parametrami spawania. – wszystkie spoiny muszą być oznaczone numerem kodu oraz rysunkiem w celu ich późniejszej oceny. ocena spoin według semi f81-1103 przepis semi f81-1103 „specyfikacja dla badań wizualnych i oceny spoin wykonanych metodą tig w systemach dystrybucji mediów do zastosowań w przemyśle półprzewodnikowym” (specification.for.visual.inspection.and.acceptance. of. gas. tungsten. arc. (gta) welds. in. fluid. distribution. systems.in.semiconductor.manufacturing.applications) określa zasady przeprowadzania badań wizualnych oraz kryteria oceny spoin ze stali stopowych i innych odpornych na korozję metali i stopów do zastosowań we wspomnianych instalacjach wykonanych metodą tig. spełnienie określonych w tym standardzie kryteriów zapewnia wysoką jakość spoin, wymaganą wysoką czystość systemu oraz szczelność i wytrzymałość połączeń w systemach dystrybucji mediów w przemyśle półprzewodnikowym. zakres stosowania tego przepisu jest praktycznie identyczny, jak opisanego wcześniej przepisu semi f78-0611 i ograniczony do automatycznego lub zmechanizowanego spawania orbitalnego bez materiału dodatkowego rur o średnicy do 152,4 mm (6”) ze stali austenitycznej lub superaustenitycznej oraz odpornych na korozję metali i stopów niklu i tytanu. przepis ten dotyczy spawania rurek, rur, złączek, zaworów w warunkach warsztatowych oraz na montażu. wymagania: – spoiny powinny być wykonane zgodne z procedurami i wymaganiami przepisu semi f78 „zasady spawania metodą tig systemów dystrybucji mediów do zastosowań w przemyśle półprzewodnikowym”. same spoiny powinny spełniać następujące kryteria niniejszego przepisu: spoiny powinny wykazywać kompletny przetop na całym obwodzie powierzchni wewnętrznej. wielkość grani i jej szerokość powinny być jednakowe na całym obwodzie spoiny. na spoinach niedopuszczalne są pęknięcia powierzchniowe, porowatość lub wtrącenia widoczne okiem nieuzbrojonym lub pod powiększeniem. kształt spoiny nie może redukować jej grubości poniżej grubości materiału podstawowego w żadnym punkcie spoiny. podtopienia i zaniżenia osi lica są nieakceptowalne. wklęśnięcia grani są również niedopuszczalne. wklęśnięcia lica nie powinno przekraczać 10% nominalnej grubości ścianki dla rurek o średnicy powyżej 25,4 mm (1”). wklęśnięcie lica nie jest dopuszczalne dla rurek o średnicy poniżej 25,4 mm. wypukłość lica nie powinna przekraczać 10% nominalnej grubości ścianki. wypukłość grani spoiny od wewnątrz również nie powinna przekraczać 10% nominalnej grubości ścianki. minimalna szerokość grani powinna być równa nominalnej grubości ścianki. maksymalna szerokość grani nie może być większa niż 2,5 grubości nominalnej. dla danej spoiny maksymalna szerokość grani nie może przekraczać 1,25 jej minimalnej szerokości. odchyłka prostoliniowości grani i lica spoiny nie może przekraczać 35% nominalnej grubości ścianki. powierzchnia wewnętrzna grani spoiny musi być wolna od porowatości, wtrąceń i żużli widocznych gołym okiem. drobne wtrącenia żużlowe na zakończeniu spoiny są dopuszczalne, o ile ich średnica nie jest większa niż 10% nominalnej grubości ścianki. szerokość lica spoiny powinna byś co najmniej 2 razy większa od nominalnej grubości ścianki. ścieg spoiny powinien mieć budowę delikatnie łuskowatą a łuski (od kolejnych impulsów prądowych ze źródła) powinny na siebie nachodzić minimum w 80% od zewnątrz i w 70% od wewnątrz spoiny z wyjątkiem zakończenia. ewentualne spoiny sczepne muszą być w całości przetopione i niewidoczne na zewnętrznej i wewnętrznej powierzchni spoiny na całym obwodzie. powierzchnia zewnętrzna spoiny nie może być utleniona. ewentualne niewielkie warstwy tlenków należy usunąć niezwłocznie po spawaniu szczotką z drutu nierdzewnego o ile nie jest to zabronione przez zamawiającego. na powierzchni wewnętrznej i zewnętrznej spoiny nie może być odbarwień (w systemach wysokiej (hp) i ultra wysokiej (uhp) czystości). niewielkie niebie79przegląd spawalnictwa vol. 87  5/2015 skie odbarwienia są dopuszczalne dla średnic powyżej 50 mm (2”). przesadzenia osiowe złącza nie mogą być większe niż 10% nominalnej grubości ścianki. przesadzenia kątowe złącza nie mogą przekraczać ½ stopnia (1/8” na stopę lub 10 mm na 1m długości). na zakończenie spawania prąd powinien maleć określony czas (downslope), aby zapobiec powstaniu krateru na końcu spoiny. dystans między zakończeniem spoiny wewnątrz i na zewnątrz powinien wynosić co najmniej 3 nominalne grubości ścianki. metody i narzędzia badawcze: – narzędzia badawcze, powiększenie i oświetlenie powinno być uzgodnione pomiędzy zamawiającym a wykonawcą i powinno być określone w zamówieniu. – wszystkie używane podczas badań narzędzia powinny być sprawne, nieuszkodzone i wolne od zanieczyszczeń. odbiór końcowy: – zamawiający może wymagać w kontrakcie lub w zamówieniu od wytwórcy lub dostawcy poświadczenia wykonania i badań instalacji według tej specyfikacji łącznie z protokołami badań podczas odbioru instalacji. – na życzenie dostawca i zamawiający mogą ustalić odbiór instalacji jako „będącej w stanie spełnić” określone wymagania. w tym przypadku należy zaznaczyć, że dostawca nie jest zobowiązany do przeprowadzenia wymaganych badań. jednakże, jeśli zamawiający wykona te badania i ich wynik będzie negatywny, elementy należy odrzucić. literatura [1] semi f78-0611 practice for gas tungsten arc (gta) welding of fluid distribution systems in semiconductor manufacturing applications. podsumowanie spawanie orbitalne tig ma fundamentalne znaczenie dla rozwoju technologii wytwarzania półprzewodników. postęp w technologiach spawania, lepsze urządzenia spawalnicze i rozwój nauki o materiałach doprowadziły do poprawy jakości, czystości i powtarzalności spoin. normy semi, zwłaszcza semi f78 i f81 obrazują ogromną ilość wiedzy użytkowników, wykonawców, producentów i operatorów urządzeń spawalniczych oraz personelu kontroli jakości. ich wspólne doświadczenie przyczyniło się do rozwoju praktycznych standardów spawalniczych dla wymagającego przemysłu półprzewodnikowego. normy semi f78 i f81 bardzo jasno i szczegółowo, krok po kroku opisują procedury i wymagania, które gwarantują wysoką jakość spoin. przestrzeganie tych procedur (f78) i spełnienie tych wymagań (f81) zapewniają szczelność i wytrzymałość połączeń spawanych w instalacji oraz pożądaną wysoką czystość w systemach dystrybucji gazów w przemyśle półprzewodnikowym. [2] semi f81-1103 specification for visual inspection and acceptance of gas tungsten arc (gta) welds in fluid distribution systems in semiconductor manufacturing applications. 201311_pspaw_4ju5.pdf 9przegląd spawalnictwa 11/2013 jolanta matusiak piotr szłapa joanna wyciślik hałas słyszalny i ultradźwiękowy przy zgrzewaniu ultradźwiękowym metali ultrasonic and audible noise during ultrasonic   welding of metals r inż olanta at iak mgr inż oanna yci lik – instytut spawalnictwa, gliwice mgr piotr szłapa – instytut medycyny pracy i zdrowia środowiskowego, sosnowiec. a tract ultrasonic welding of metal elements is a process connected with health hazard caused by ultrasonic and audible noise. ultrasonic welding machines are source of low frequency ultrasonic noise. according the polish legal status ultrasonic noise in work environment is treated, apart from audible noise, as a harmful factor which can cause health hazards. ultrasonic noise covers sounds and ultrasounds of frequency from about 10 to 40 khz. this paper presents the results of measurements of sound pressure level of ultrasonic noise and audible noise during ultrasonic welding of different metal elements. research was carried out on the experimental workstation in instytut spawalnictwa during ultrasonic welding of joints like copper + copper, aluminium alloy + aluminium alloy and joints like copper + aluminium alloy. results of simulation of 8-hour working day exposure on ultrasonic and audible noise for the operator at hypothetical workstation are also shown in the paper. this paper presents also technical and organizational recommendations for prevention from acoustic hazards during ultrasonic welding of metals which were elaborated on the basis of experimental research. stre zczenie stanowiska zgrzewania ultradźwiękowego do łączenia elementów metalowych związane są z zagrożeniem, jakie dla pracownika stwarza hałas słyszalny i ultradźwiękowy. zgrzewarki ultradźwiękowe są źródłem niskich częstotliwości ultradźwiękowych. według istniejącego w polsce stanu prawnego hałas ultradźwiękowy w środowisku pracy traktuje się, obok hałasu słyszalnego, jako czynnik szkodliwy, powodujący zagrożenia dla zdrowia pracowników. w widmie hałasu ultradźwiękowego występują składowe o wysokich częstotliwościach słyszalnych i niskich ultradźwiękowych od 10 do 40 khz w artykule przedstawiono wyniki badania poziomu ciśnienia akustycznego w zakresie hałasu ultradźwiękowego oraz hałasu słyszalnego przy zgrzewaniu ultradźwiękowym różnych materiałów metalowych. badania prowadzono na stanowisku doświadczalnym w instytucie spawalnictwa przy zgrzewaniu ultradźwiękowym połączeń jednoimiennych miedź + miedź i stop aluminium + stop aluminium oraz połączeń różnoimiennych typu miedź + stop aluminium. przedstawiono wyniki symulacji ekspozycji 8-godzinnej na hałas ultradźwiękowy i hałas słyszalny dla operatora na hipotetycznym stanowisku zgrzewania ultradźwiękowego. w artykule przedstawiono również zalecenia techniczne i organizacyjne do profilaktyki zagrożeń akustycznych przy zgrzewaniu ultradźwiękowym metali opracowane na podstawie badań doświadczalnych. t p zgrzewanie ultradźwiękowe stosowane jest obecnie w produkcji różnego typu złączy w przemyśle elektrotechnicznym oraz w telekomunikacji i motoryzacji. z uwagi na rosnące zainteresowanie metodą zgrzewania ultradźwiękowego zagadnienia zagrożenia zdrowia pracowników obsługujących zgrzewarki ultradźwiękowe są tematem prac badawczych prowadzonych w instytucie spawalnictwa [1]. zakres badań obejmował określenie widm hałasu ultradźwiękowego, pomiar poziomów równoważnych hałasu ultradźwiękowego i słyszalnego oraz symulację wartości ekspozycji ośmiogodzinnych na hipotetycznym stanowisku pracy. 10 przegląd spawalnictwa 11/2013 grzewanie ltrad wi kowe metoda zgrzewania ultradźwiękowego umożliwia na uzyskanie trwałych połączeń całej gamy metali i stopów metali, również takich, które innymi metodami są trudno spawalne lub niespawalne. dobrej jakości złącza uzyskuje się przy zgrzewaniu metali plastycznych, jak aluminium i miedź, czy trudno topliwych, takich jak molibden, tantal, wanad, tytan, cyrkon. z powodzeniem zgrzewa się także materiały utwardzalne wydzieleniowo, spieczony proszek tlenku aluminium i umocniony torem nikiel, folie z nałożonymi powłokami metalicznymi z materiałami ceramicznymi, szkłem lub krzemem [2]. szczególnie korzystne jest zastosowanie zgrzewania ultradźwiękowego do łączenia materiałów wymagających dużych energii w przypadku zastosowania zgrzewania rezystancyjnego, jak np. aluminium, miedź i ich stopy. zgrzewanie ultradźwiękowe jest metodą łączenia w stanie stałym, w której do wytworzenia złącza na dociśniętych do siebie elementach wykorzystuje się energię drgań mechanicznych o częstotliwości od ok. 10 do 75 khz [2]. trwałe połączenie zgrzewanych elementów następuje w wyniku zachodzących w płaszczyźnie zgrzewania procesów tarcia i dyfuzji. oscylacyjne siły tarcia tworzą dynamiczne naprężenia w obszarze wzajemnego styku zgrzewanych powierzchni, powodując sprężysto-plastyczne odkształcenie materiału. procesowi temu towarzyszy nagrzewanie obszaru styku do temperatury nieprzekraczającej zazwyczaj 0,3÷0,5 temperatury topnienia. podczas zgrzewania ultradźwiękowego temperatura obszaru zgrzewania początkowo wzrasta bardzo szybko, a następnie stabilizuje się na stałym poziomie, zależnym od parametrów zgrzewania. ponieważ nie przekracza ona temperatury topnienia, przy zgrzewaniu ultradźwiękowym następują minimalne zmiany fizykochemiczne właściwości metali [2]. połączenia wykonane metodą zgrzewania ultradźwiękowego charakteryzują się bardzo dobrymi właściwościami mechanicznymi, dużą odpornością korozyjną, wysoką przewodnością elektryczną i cieplną, minimalnymi odkształceniami w złączu. zgrzewanie ultradźwiękowe umożliwia wykonywanie połączeń zarówno elementów z tych samych materiałów, jak również z materiałów znacznie różniących się właściwościami czy też grubościami. metoda ta umożliwia łączenie bardzo cienkich folii metalowych (poniżej 0,01 mm) z materiałami o dowolnej grubości. ograniczenie stanowi jedynie grubość elementu od strony sonotrody, która w przypadku dobrze zgrzewalnych stopów aluminium lub miedzi na ogół nie może przekraczać 3,0 mm, natomiast w przypadku metali twardych 1,0 mm [2, 3]. elementy do zgrzewania ustawia się na podstawie zwanej kowadełkiem i dociska z określoną siłą poprzez drgającą sonotrodę z końcówką roboczą. przepływ energii w zgrzewarce zapewnia wprowadzenie prądu o częstotliwości sieci (50 hz) do przetwornika częstotliwości, który przekształca go na prąd o częstotliwości 10÷75 khz. następnie w przetworniku energia elektryczna zamieniana jest na energię mechaniczną, a potem przez transformator (falowód) i sonotrodę doprowadzana jest do obszaru zgrzewania. metodą zgrzewania ultradźwiękowego można wykonywać zgrzeiny punktowe, odcinkowe, liniowe i pierścieniowe, zależnie od budowy zgrzewarki i kształtu końcówki roboczej sonotrody. przy zgrzewaniu ultradźwiękowym parametrami zgrzewania są [2, 3]: – amplit da drga główny czynnik określający charakter wydzielania ciepła, rozłożenie i wymiary strefy odkształcania, intensywność niszczenia warstw powierzchniowych, a w wyniku tego i jakość zgrzeiny. dla każdego zestawu materiałów o określonych grubościach, przy określonej sile docisku, występuje amplituda drgań, przy której uzyskuje się maksymalną wytrzymałość złącza [3, 4]; – iła doci k onotrody zapewnia prawidłowy kontakt końcówki roboczej z powierzchnią zgrzewanego elementu. wartość siły docisku dobierana jest w zależności od rodzaju zgrzewanych materiałów, ich grubości i twardości oraz rodzaju powierzchni końcówki roboczej sonotrody [3, 4]; – cza zgrzewania odpowiedni dobór czasu zgrzewania zależny od pozostałych parametrów procesu oraz wymiarów i rodzaju zgrzewanych materiałów. najczęściej mieści się on w zakresie 0,1÷1,0 s [2÷4]; – energia zgrzewania ustalana jest w zależności od rodzaju i grubości zgrzewanego materiału [3, 4]. częstotliwość drgań sonotrody jest stała dla danego układu przetwornik – falowód i nie może być regulowana podczas procesu. w zastosowaniach przemysłowych najczęściej stosuje się zgrzewarki pracujące z częstotliwością 20 khz [3]. ała ltrad wi kowy przy proce ac zgrzewania ltrad wi kowego stanowiska zgrzewania ultradźwiękowego do łączenia elementów metalowych związane są z zagrożeniem, jakie dla pracownika stwarza hałas słyszalny i ultradźwiękowy. zgrzewarki ultradźwiękowe są źródłem niskich częstotliwości ultradźwiękowych [5]. według obowiązującego w polsce stanu prawnego hałas ultradźwiękowy w środowisku pracy traktuje się, obok hałasu słyszalnego, jako czynnik szkodliwy powodujący zagrożenia dla zdrowia pracowników [6]. hałas ultradźwiękowy obejmuje dźwięki i ultradźwięki o częstotliwościach od ok. 10 do 40 khz (składowe o wysokich częstotliwościach słyszalnych i niskich częstotliwościach ultradźwiękowych). ultradźwięki rozchodzące się w powietrzu mogą wnikać do ciała człowieka przez narząd słuchu i również całą powierzchnią ciała – drogą 11przegląd spawalnictwa 11/2013 kontaktową [7, 8]. docierając do organizmu człowieka, mogą oddziaływać negatywnie, powodując ubytki słuchu [5]. stwierdzono również ujemny wpływ ultradźwięków na narząd przedsionkowy w uchu wewnętrznym, objawiający się bólami i zawrotami głowy, zaburzeniami równowagi, nudnościami, sennością w ciągu dnia, nadmiernym zmęczeniem itp. liczne badania laboratoryjne i środowiskowe wykazały, że potencjalne skutki oddziaływania ultradźwięków powietrznych można sklasyfikować jako skutki słuchowe i termiczne oraz objawy subiektywne i zaburzenia czynnościowe [7]. ultradźwięki niskich częstotliwości wnikają do organizmu człowieka drogą kontaktową przez bezpośrednie oddziaływanie np. na ręce. działanie ultradźwięków ma wtedy z reguły charakter miejscowy, przy czym nie wyklucza się również oddziaływania ogólnego na czynności układu nerwowego, czy też pracę serca [8]. przy zgrzewaniu ultradźwiękowym drogi przekazywania ultradźwięków do organizmu pracownika obsługującego zgrzewarkę to przekazywanie przez powietrze i przez zgrzewany element [8]. ultradźwięki rozchodzące się w powietrzu charakteryzują się bardzo krótkimi falami (λ < 0,02 m), co powoduje, że obszar oddziaływania jest znacznie ograniczony, stosunkowo łatwo więc ograniczyć szkodliwy wpływ ultradźwięków na człowieka w środowisku pracy [7]. według rozporządzenia ministra pracy i polityki społecznej w sprawie najwyższych stężeń i natężeń czynników szkodliwych dla zdrowia w środowisku pracy hałas ultradźwiękowy na stanowiskach pracy jest charakteryzowany przez (tabl. i)[6]: – równoważne poziomy ciśnienia akustycznego w pasmach tercjowych o częstotliwościach środkowych od 10 do 40 khz odniesione do 8-godzinnego dobowego lub do przeciętnego tygodniowego wymiaru czasu; – maksymalne poziomy ciśnienia akustycznego w pasmach tercjowych o częstotliwościach środkowych od 10 do 40 khz. adania etodyka i tanowi ko do wiadczalne badania hałasu ultradźwiękowego i hałasu słyszalnego przy zgrzewaniu ultradźwiękowym wykonano dla połączeń jednoimiennych miedź + miedź (cu+cu) i stop aluminium + stop aluminium (al+al) oraz dla połączenia miedź + stop aluminium (cu+al) (tabl ii) [1]. stanowisko do zgrzewania punktowego ultradźwiękowego metali w instytucie spawalnictwa, na którym prowadzono pomiary, składa się z generatora ultradźwiękowego se-4020 firmy sirius electric o częstotliwości drgań 20 khz i mocy 4000 w, układu drgającego (przetwornik, transformator) z sonotrodą i stolika do mocowania próbek z kowadełkiem. urządzenie zostało dodatkowo wyposażone w obudowę zabezpieczającą operatora przed szkodliwym działaniem hałasu ultradźwiękowego. obudowa dźwiękochłonno-izolacyjna zgrzewarki ultradźwiękowej została wykonana z płyt ze szkła akrylowego ( plexiglassu) oraz maty dźwiękochłonnej typu gąbka akustyczna (piramidki 50 mm). pomiar poziomów ciśnienia akustycznego przy zgrzewaniu ultradźwiękowym metali przeprowadzono przy użyciu zestawu składającego się z 1/4 calowego mikrofonu pojemnościowego 4135, przedwzmacniacza sv 01 a oraz analizatora dźwięku i drgań svan 912 ae firmy svantek, analizującego w czasie rzeczywistym pasma ultradźwiękowe. badania wykonano przy pracy zgrzewarki w opcji bez obudowy i z obudową. rozkład punktów pomiarowych przedstawiono na rysunku 1, widok stanowiska doświadczalnego przestawiono na rysunku 2. założono, że lokalizacja punktów pomiarowych 1 i 2 odzwierciedla narażenia pracowników przy urządzeniu, zarówno obsługi zgrzewarki, jak i osób pracujących w otoczeniu. dla wszystkich wybranych rodzajów połączeń przeprowadzono pomiary hałasu ultradźwiękowego i hałasu w zakresie słyszalnym emitowanego w trakcie wykonywania pięciu kolejnych jednostkowych zgrzein. pomiary polegały na rejestracji chwilowych ta lica i. wartości dopuszczalne hałasu ultradźwiękowego i hałasu słyszalnego w środowisku pracy [6] ta le i admissible exposure limit for ultrasonic noise and audible noise in the work environment [6] częstotliwość środkowa pasm tercjowych; khz równoważny poziom ciśnienia akustycznego odniesiony do 8-godzinnego dobowego lub do przeciętnego tygodniowego, wymiaru czasu pracy; db maksymalny poziom ciśnienia akustycznego; db 10; 12,5; 16 20 25 31,5; 40 80 90 105 110 100 110 125 130 hałas słyszalny poziom ekspozycji na hałas odniesiony do 8-godzinnego dobowego wymiaru czasu pracy (lex,8h) ; db maksymalny poziom dźwięku a (lamax); db szczytowy poziom dźwięku c (lcpeak); db 85 115 135 12 przegląd spawalnictwa 11/2013 oznaczenie złącza materiał zgrzewany (układ sonotroda/kowadełko) parametry technologiczne a cu (2,0 mm) + cu (2,0 mm) amplituda 16 µm siła docisku 82 dan energia 2800 ws cu (2,0 mm) + en aw 5251 (2,0 mm) amplituda 16 µm siła docisku 82 dan energia 2400 ws c en aw 5251 (2,0 mm) + en aw 5251 (2,0 mm) amplituda 16 µm siła docisku 82 dan energia 1520 ws en aw 5251 (2,0 mm) + en aw 2017 (2,0 mm) amplituda 16 µm siła docisku 82 dan energia 1520 ws en aw 5251 (1,5 mm) + en aw 5251 (1,5 mm) amplituda 16 µm siła docisku 82 dan energia 1440 ws en aw 5251 (1,0 mm)+ en aw 5251 (2,0 mm) amplituda 16 µm siła docisku 82 dan energia 1440 ws ta lica ii zestawienie materiałów i parametrów technologicznych dla zgrzewania ultradźwiękowego zastosowane w badaniach [1] ta le ii the set of materials and technological parameters used during ultrasonic welding [1] ry 1 lokalizacja punktów pomiarowych wokół zgrzewarki ultradźwiękowej [1] ig 1 the location of measuring points around the ultrasonic welding machine [1] ry 2 stanowisko do pomiaru hałasu ultradźwiękowego i słyszalnego przy zgrzewaniu ultradźwiękowym metali: zgrzewarka bez obudowy / zgrzewarka z obudową ig 2 the laboratory workstation for ultrasonic and audible noise measurements during ultrasonic welding of different metal elements; ultrasonic welding machine with housing/ultrasonic welding machine without housing 13przegląd spawalnictwa 11/2013 wartości poziomów ciśnienia akustycznego w pasmach 1/3 oktawowych o częstotliwościach środkowych od 10 khz do 40 khz. yniki adania widm ała ltrad wi kowego emitowanego przy zgrzewani ltrad wi kowym r żnyc typ w złączy badania wykazały, że dominującym tercjowym pasmem częstotliwości hałasu ultradźwiękowego przy procesach zgrzewania z zastosowaniem generatora ultradźwiękowego se-4020 firmy sirius electric jest pasmo o częstotliwości środkowej 20 khz. równoważny poziom ciśnienia akustycznego dla pasma o częstotliwości 20 khz dla wszystkich badanych złączy zgrzewanych był najwyższy. w przypadku pozostałych tercjowych pasm częstotliwości ultradźwiękowych równoważne poziomy ciśnienia akustycznego były zbliżone dla wszystkich zgrzewanych materiałów. analizę graficzną wyników badania poziomu ciśnienia akustycznego w pasmach częstotliwości w zakresie hałasu ultradźwiękowego dla zgrzewania stopów aluminium przy pracy zgrzewarki w opcji z obudową w odległości 0,5 i 1 m od urządzenia przedstawiono rysunkach 3 i 4. równoważny poziom ciśnienia akustycznego w 1/3 oktawowych pasmach częstotliwościowych hałasu ultradźwiękowego odnosi się do czasu trwania procesu zgrzewania tzn – czas emisji hałasu ultradźwiękowego w 1/3 oktawowym paśmie o częstotliwości środkowej fi występujący w trakcie n-tego procesu zgrzewania. uzyskane rezultaty wskazują, że poziom ciśnienia akustycznego w zakresie hałasuultradźwiękowego zależy od rodzaju i grubości zgrzewanego materiału. badania wpływu rodzaju zgrzewanego materiału na poziom ciśnienia akustycznego w paśmie o częstotliwości środkowej 20 khz wykazały, że w miejscu pracy operatora (0,5 m od zgrzewarki, na wysokości 1,5 m) najwyższy poziom ciśnienia występuje przy złączach jednoimiennych typu stop aluminium + stop aluminium (złącza d i c) (rys.5). najniższy poziom równoważny ciśnienia akustycznego w miejscu pracy operatora występuje przy zgrzewaniu złącza różnoimiennego miedź + stop aluminium (złącze b). w odległości 1 m od zgrzewarki przed urządzeniem najwyższy poziom ciśnienia występuje również przy złączach jednoimiennych stop aluminium + stop aluminium (złącze f) oraz przy złączach miedź + miedź (złącze a) (rys. 5). celem badań było również wykazanie, jak wpływa zastosowana obudowa zgrzewarki ultradźwiękowej na proces tłumienia hałasu ultradźwiękowego. interpretację graficzną wyników pomiaru poziomów równoważnych ciśnienia akustycznego w tercjowym paśmie częstotliwości hałasu ultradźwiękowego – częstotliwość środkory 3 równoważny poziom ciśnienia akustycznego w 1/3 oktawowych pasmach częstotliwościowych hałasu ultradźwiękowego przy zgrzewaniu ultradźwiękowym stopu aluminium; złącze en aw 5251 (1,0 mm)+ en aw 5251 (2,0 mm), zgrzewarka z obudową ig 3 the equivalent sound pressure level in 1/3 octave bands of ultrasonic noise during ultrasonic welding of aluminium alloys; type en aw 5251 (1,0 mm)+ en aw 5251 (2,0 mm), ultrasonic welding machine with housing ry 4 równoważny poziom ciśnienia akustycznego w 1/3 oktawowych pasmach częstotliwościowych hałasu ultradźwiękowego przy zgrzewaniu ultradźwiękowym stopu aluminium; złącze en aw 5251 (2,0 mm) + en aw 2017 (2,0 mm), zgrzewarka z obudową ig 4 the equivalent sound pressure level in 1/3 octave bands of ultrasonic noise during ultrasonic welding of aluminium alloys; type en aw 5251 (2,0 mm) + en aw 2017 (2,0 mm), ultrasonic welding machine with housing ry 5 równoważny poziom ciśnienia akustycznego w dominującym 1/3 oktawowym paśmie częstotliwości hałasu ultradźwiękowego (20 khz) przy zgrzewaniu różnych materiałów. zgrzewarka ultradźwiękowa z obudową ig 5 the equivalent sound pressure level in dominant 1/3 octave band of ultrasonic noise with the centre frequency 20 khz during ultrasonic welding of different metals. the ultrasonic welding machine with housing 14 przegląd spawalnictwa 11/2013 wa 20 khz (l20khzeq) przy pracy zgrzewarki z obudową i bez obudowy przedstawiono na rysunku 6. przedstawione wyniki badań dotyczą punktu pomiarowego nr 1 umieszczonego w odległości 1 m od zgrzewarki na wysokości 1,5 m. badania wykazały, że zastosowanie obudowy dźwiękochłonno-izolacyjnej wpływa na obniżenie poziomu ciśnienia akustycznego w dominującym 1/3 oktawowym paśmie częstotliwości hałasu ultradźwiękowego – 20 khz przy zgrzewaniu wszystkich badanych połączeń. zastosowanie obudowy dwuwarstwowej wykonanej z płyt ze szkła akrylowego (plexiglassu) oraz maty dźwiękochłonnej typu gąbka akustyczna (piramidki 50 mm) powoduje obniżenie poziomu ciśnienia akustycznego o częstotliwości hałasu ultradźwiękowego wynoszącej 20 khz średnio o 40 db. ry 6 równoważny poziom ciśnienia akustycznego w dominującym 1/3 oktawowym paśmie częstotliwości hałasu ultradźwiękowego o częstotliwości środkowej 20 khz przy pracy zgrzewarki z obudową i bez obudowy. pomiar w odległości 1 m od zgrzewarki ig 6 equivalent sound pressure level in dominant 1/3 octave band of ultrasonic noise with the centre frequency 20 khz during working of the ultrasonic welding machine with and without housing. the measuring point within the distance of 1 m poziom ek pozyc i na ała ltrad wi kowy i ły zalny przy zgrzewani ltrad wi kowym metali podczas analizy wyników badania hałasu ultradźwiękowego i hałasu słyszalnego przy procesach zgrzewania ultradźwiękowego metali przeprowadzono obliczenia symulacyjne poziomu ekspozycji na hałas ultradźwiękowy i hałas słyszalny odniesionego do 8-godzinnego dobowego wymiaru czasu pracy. obliczenia symulacyjne wykonano dla operatora i obsługi hipotetycznym stanowisku pracy. symulację ekspozycji na hałas ultradźwiękowy i hałas słyszalny przeprowadzono metodą losowań montecarlo [10] przy zastosowaniu programu crystal ball 2000. ilość zgrzein jest określona prostokątnym rozkładem prawdopodobieństwa z zakresu od min = 500 do max = 1500 – założenie arbitralne: założono, że w ciągu 8 h pracy wykonuje się od 500 do 1500 zgrzein [1, 9÷11]. wyniki obliczenia symulacyjnego poziomu ekspozycji na hałas ultradźwiękowy odniesionego do 8-godzinnego dobowego wymiaru czasu pracy dla dominującej częstotliwości hałasu ultradźwiękowego 20 khz (l20khzex8h), przy zgrzewaniu ultradźwiękowym różnych połączeń miedzi i stopów aluminium oraz pracy zgrzewarki z obudową i bez obudowy dla dwóch stanowisk pracy (stanowisko operatora – odległość 0,5 m i strefa pracy obsługi – odległość 1,0 m) przedstawiono na rysunku 7. na podstawie symulacji wykazano, że dla pracy zgrzewarki bez obudowy na stanowisku w odległości 1,0 m od zgrzewarki (strefa pracy obsługi) równoważny poziom ciśnienia akustycznego dla 8-godzinnej ekspozycji w dominującym paśmie o częstotliwości środkowej 20 khz kształtuje się zależnie od rodzaju zgrzewanego materiału w zakresie od l20khzex8h = 107 db dla zgrzein typu miedź + miedź ry 7 poziom ekspozycji na hałas ultradźwiękowy dla częstotliwości 20 khz odniesiony do 8-godzinnego wymiaru czasu pracy. zgrzewarka ultradźwiękowa z obudową i bez obudowy. ig 7 the level of exposure on ultrasonic noise for frequency 20 khz referred to an 8-hour working day. the ultrasonic welding machine with and without housing. a cu (2,0 mm) + cu (2,0 mm), b cu (2,0 mm) + en aw 5251 (2,0 mm) c en aw 5251 (2,0 mm) + en aw 5251 (2,0 mm) d en aw 5251 (2,0 mm) + en aw 2017 (2,0 mm) e en aw 5251 (1,5 mm) + en aw 5251 (1,5 mm) f en aw 5251 (1,0 mm)+ en aw 5251 (2,0 mm) ry 8 poziom ekspozycji na hałas słyszalny odniesiony do 8-godzinnego wymiaru czasu pracy. zgrzewarka ultradźwiękowa z obudową i bez obudowy. ig 8 the level of exposure on audible noise referred to an 8-hour working day. the ultrasonic welding machine with and without housing 15przegląd spawalnictwa 11/2013 zalecenia techniczne − w procesie projektowania technologii zgrzewania ultradźwiękowego metali należy uwzględnić wpływ rodzaju łączonych materiałów na poziom ciśnienia akustycznego w zakresie hałasu ultradźwiękowego i słyszalnego. zgrzewanie ultradźwiękowe aluminium związane jest z wysokim poziomem ciśnienia akustycznego w zakresie hałasu ultradźwiękowego i słyszalnego. − na stanowiskach zgrzewania ultradźwiękowego metali należy stosować obudowy dźwiękochłonno-izolacyjne. − w przypadku pracy zgrzewarki ultradźwiękowej bez obudowy na stanowisku pracy operatora zgrzewarki istnieje ryzyko przekroczenia ndn (najwyższych dopuszczalnych natężeń) dla hałasu ultradźwiękowego i hałasu słyszalnego. − w przypadku pracy zgrzewarki ultradźwiękowej bez obudowy pracownik obsługujący urządzenie – operator powinien bezwzględnie stosować indywidualne ochronniki słuchu. − w przypadku pracy zgrzewarki ultradźwiękowej bez obudowy stanowiska pracy zlokalizowane wokół zgrzewarki powinny być ekranowane przegrodami dźwiękochłonnymi. − przy pracy zgrzewarki z obudową na stanowisku pracy operatora może wystąpić ryzyko przekroczenia ndn dla hałasu ultradźwiękowego i hałasu słyszalnego. ryzyko przekroczenia ndn dla hałasu ultradźwiękowego i hałasu słyszalnego zależy od chronometrażu pracy oraz warunków technologicznych zgrzewania. − w pomieszczeniach produkcyjnych, w których znajduje się zgrzewarka ultradźwiękowa, pozostałe stanowiska pracy powinny zostać usytuowane w możliwie największej odległości od zgrzewarki. − zgrzewarki ultradźwiękowe należy usytuować jak najdalej od ścian i innych powierzchni odbijających. − w przypadku pracy kilku zgrzewarek ultradźwiękowych w pomieszczeniu należy je zgrupować w celu ograniczenia zasięgu hałasu ultradźwiękowego oraz odpowiednio ekranować − w przypadku obsługi ręcznej zgrzewarki ultradźwiękowej, kiedy jest możliwy kontakt operatora ze zgrzewanym elementem metalowym, należy stosować rękawice ochronne. − w przypadku korzystania z oprzyrządowania mocującego zgrzewany element, operator powinien trzymać ręce jak najdalej od zgrzewanego elementu. − w celu ochrony pracowników przed hałasem ultradźwiękowym zalecane jest wprowadzanie automatyzacji/mechanizacji procesów zgrzewania ultradźwiękowego metali. ta lica iii techniczne zalecenia do profilaktyki zagrożeń akustycznych przy zgrzewaniu ultradźwiękowym metali ta le iii technical recommendations for prevention from acoustic hazards during ultrasonic welding of metals zalecenia organizacyjne zalecenia organizacyjne pozwalające na ograniczenie zagrożenia pracowników hałasem ultradźwiękowym: − skracanie czasu pracy w obszarze zagrożenia hałasem ultradźwiękowym do możliwego minimum w czasie zmiany roboczej, − stosowanie przerw w pracy przez okresowe wyłączanie zgrzewarek ultradźwiękowych, − stosowanie, właściwy dobór oraz kontrola stosowania ochronników słuchu, − ograniczanie liczby osób przebywających w pomieszczeniach, w których pracują zgrzewarki ultradźwiękowe, − oznakowanie pomieszczeń w których pracują zgrzewarki ultradźwiękowe − wydzielanie pomieszczeń na odpoczynek pracowników obsługujących zgrzewarki ultradźwiękowe, − przenoszenie do pracy na innych stanowiskach osób szczególnie wrażliwych na działanie ultradźwięków, − informowanie pracowników o zagrożeniu hałasem ultradźwiękowym i słyszalnym oraz ich skutkach dla zdrowia i bezpieczeństwa pracy, − szkolenie pracowników w zakresie poprawnego i bezpiecznego stosowania zgrzewarek ultradźwiękowych. ta lica iv organizacyjne zalecenia do profilaktyki zagrożeń akustycznych przy zgrzewaniu ultradźwiękowym metali ta le iv organizational recommendations for prevention from acoustic hazards during ultrasonic welding of metals 16 przegląd spawalnictwa 11/2013 wnioski z badań wnioski z badania hałasu ultradźwiękowego i hałasu słyszalnego przy zgrzewaniu ultradźwiękowym metali − przy zgrzewaniu ultradźwiękowym najwyższe wartości ciśnienia akustycznego występują w paśmie częstotliwości pracy generatora zgrzewarki ultradźwiękowej. − przy zgrzewaniu ultradźwiękowym metali stosowane są zgrzewarki z generatorem pracującym na częstotliwości 20 khz. − przy zgrzewaniu ultradźwiękowym spośród badanych połączeń zakładkowych najwyższy poziom ciśnienia akustycznego w zakresie hałasu ultradźwiękowego występuje przy jednoimiennych połączeniach typu aluminium + aluminium. − najniższy poziom ciśnienia akustycznego w zakresie hałasu ultradźwiękowego i hałasu słyszalnego występuje przy różnoimiennych połączeniach typu miedź + stop aluminium. − zastosowanie obudowy wpływa na obniżenie poziomów ciśnienia akustycznego w zakresie hałasu ultradźwiękowego. − zastosowanie na stanowisku zgrzewania ultradźwiękowego obudowy dwuwarstwowej wykonanej z płyt ze szkła akrylowego (typu plexiglass) oraz maty dźwiękochłonnej typu gąbka akustyczna (piramidki 50 mm) powoduje obniżenie poziomu ciśnienia akustycznego w dominującym 1/3 oktawowym paśmie częstotliwości hałasu ultradźwiękowego – 20 khz o ok. 40 db. ta lica v wnioski do profilaktyki zagrożeń akustycznych przy zgrzewaniu ultradźwiękowym metali ta le v conclusions for prevention from acoustic hazards during ultrasonic welding of metals pod mowanie alecenia do pro laktyki zagroże ak tycznyc przy zgrzewani ltrad wi kowym metali procesy zgrzewania ultradźwiękowego metali powodują emisję fal akustycznych w zakresie słyszalnym i ultradźwiękowym, charakteryzujących się wartościami energii mogących stanowić istotne zagrożenia dla narządu słuchu operatora obsługującego zgrzewarkę. zastosowanie prawidłowo zaprojektowanej obudowy źródła (zgrzewarki ultradźwiękowej) pozwala znacząco obniżyć poziomy omawianych ekspozycji akustycznych do wartości bezpiecznych [1, 12, 13]. na podstawie przeprowadzonych badań laboratoryjnych w instytucie spawalnictwa opracowano zalecenia do profilaktyki zagrożeń akustycznych przy zgrzewaniu ultradźwiękowym metali (tabl. iii ÷v). zalecenia przeznaczone są dla specjalistów z obszaru technik spawalniczych, którzy we współpracy ze służbami bezpieczeństwa pracy w zakładach produkcyjnych będą kształtować dobór materiałów, parametrów technologicznych i wybór metod łącznia materiałów konstrukcyjnych oraz będą organizować stanowiska pracy do procesów zgrzewania ultradźwiękowego [13]. (złącze a) do l20khzex8h = 110 db dla zgrzeiny typu stop aluminium + stop aluminium (złącze d). dopuszczalny równoważny poziom ciśnienia akustycznego odniesiony do 8-godzinnego dobowego wymiaru czasu pracy dla częstotliwości środkowej 20 khz w paśmie tercjowym wynosi 90 db. przy założonym chronometrażu zgrzewania i pracy zgrzewarki bez obudowy w strefie pracy obsługi w odległości 1,0 m od urządzenia stwierdzono ryzyko przekroczenia dopuszczalnego równoważnego poziomu ciśnienia akustycznego dla hałasu ultradźwiękowego o częstotliwości 20 khz odniesionego do 8-godzinnej ekspozycji dla wszystkich badanych typów złączy zgrzewanych. analizę graficzną wyników obliczeń poziomu ekspozycji (lex8h) na hałas słyszalny odniesiony do 8-godzinnego dobowego wymiaru czasu pracy przy zgrzewaniu ultradźwiękowym z obudową i bez obudowy dla dwóch stanowisk pracy; stanowisko operatora – odległość 0,5 m i strefa pracy obsługi – odległość 1,0 m przedstawiono na rysunku 8. na podstawie przeprowadzonych badań i w oparciu o symulację poziomu ekspozycji na hałas słyszalny przy założonym chronometrażu zgrzewania i zgrzewarce z obudową, w strefie pracy obsługi i w miejscu pracy operatora (w odległości 0,5 m od urządzenia) dla wszystkich badanych typów złączy zgrzewanych nie stwierdzono ryzyka przekroczenia dopuszczalnego poziomu ekspozycji na hałas słyszalny odniesionego do 8-godzinnej ekspozycji. natomiast przy zgrzewarce ultradźwiękowej bez obudowy w strefie pracy obsługi (w odległości 1,0 m od urządzenia) dla wszystkich badanych kategorii zgrzein stwierdzono ryzyko przekroczenia dopuszczalnego poziomu ekspozycji na hałas słyszalny odniesiony do 8-godzinnego dobowego wymiaru czasu pracy. 17przegląd spawalnictwa 11/2013 literat ra [1] matusiak j., wyciślik j., szłapa p. i in.: ocena zagrożeń w środowisku pracy przy zgrzewaniu rezystancyjnym punktowym, zgrzewaniu tarciowym z mieszaniem materiału zgrzeiny oraz zgrzewaniu ultradźwiękowym i wibracyjnym różnych materiałów konstrukcyjnych. opracowanie zaleceń do profilaktyki zagrożeń z uwzględnieniem modyfikacji warunków technologicznych, ib.04/2012, program wieloletni pn. „poprawa bezpieczeństwa i warunków pracy” etap ii realizowany w latach 2011-2013. [2] papkala h., pietras a. i in.: technologia zgrzewania ultradźwiękowego. poradnik inżyniera. spawalnictwo. wnt 2005. [3] mikno z., rams b.: technologia zgrzewania ultradźwiękowego elementów metalowych o wysokim przewodnictwie cieplnym i elektrycznym; praca badawcza is st-282/hd-117, gliwice 2010. [4] węglowska a., bams b.: badanie warunków technologicznych zgrzewania wibracyjnego i ultradźwiękowego wybranych materiałów konstrukcyjnych; praca badawcza is st290/bb-108, gliwice 2011. [5] mikulski w., smagowska b.: metoda oceny ryzyka zawodowego związanego z hałasem ultradźwiękowym. bezpieczeństwo pracy nr 3/2007. [6] rozporządzenie ministra pracy i polityki społecznej z dnia 29 listopada 2002 r. w sprawie najwyższych dopuszczalnych stężeń i natężeń czynników szkodliwych dla zdrowia w środowisku pracy. dz. u nr 217, poz. 1833 ze zmianami. [7] pawlaczyk-łuszczyńska m.: hałas słyszalny, infradźwiękowy i ultradźwiękowy. higiena pracy t. ii 1999, instytut medycyny pracy. [8] koton j.: ultradźwięki. iwzz w-wa 1986. [9] szłapa p., łaciak m., zachara j.: badanie charakterystyk emisji hałasu ultradźwiękowego i hałasu a występujących w trakcie pracy zgrzewarki ultradźwiękowej. impizś, nr 21/z/ zsffpie/2012. [10] biesiada m.: simulations in health risk assessment. international journal of occupational medicine and environmental health, vol. 14, no. 4, 397-402, 2001. [11] pierre bernard, bruel & kjaer leq? sel? what? why? when? www.bksv.com/doc/bo0051.pdf. [12] matusiak j., szłapa p., wyciślik j.: measurements of ultrasonic and audible noise during ultrasonic welding od different metals. materiały 16th international conference on noise control 26-29.05.2013. [13] matusiak j., wyciślik j., krztoń h., szdzuj j., szłapa p.: zalecenia do profilaktyki zagrożeń zdrowia pracowników przy zgrzewaniu rezystancyjnym, tarciowym z mieszaniem materiału zgrzeiny oraz zgrzewaniu ultradźwiękowym i wibracyjnym z uwzględnieniem modyfikacji warunków technologicznych, wydawnictwa instytutu spawalnictwa, gliwice 2012. r redakcja przegląd spawalnictwa, ul. świętokrzyska 14a, 00-050 warszawa tel.: 22 827 25 42, fax: 22 336 14 79; e-mail: pspaw@ps.pl, www.pspaw.ps.pl ps 8 2016 www.pdf 5przegląd  spawalnictwa       vol. 88 8/2016 analiza zależności kształtowo-wymiarowych   zgrzein garbowych w elementach   przeniesienia napędu wykonanych technologią miab  profile – dimension analysis of projection welds in transmission shafts made by magnetically impelled arc butt (miab) dr inż. marcin korzeniowski, dr inż.tomasz piwowarczyk, dr inż. paweł kustroń, prof. dr hab. dr inż. andrzej ambroziak  –  politechnika wrocławska; dr  inż. zygmunt mikno – instytut spawalnictwa, gliwice; inż. maciej kozioł,  inż. sławomir  krzywański, mgr inż. dariusz jabłoński – gkn driveline oleśnica. autor korespondencyjny/corresponding author: marcin.korzeniowski@pwr.edu.pl streszczenie w artykule przedstawiono wyniki symulacji numerycznych i badań eksperymentalnych połączeń garbowych typu rurablacha, występujących w układzie przeniesienia napędu pojazdu samochodowego. zbadano wpływ materiału oraz geometrii garbu (jego średnicy, głębokości przetłoczenia i grubości blachy w miejscu garbu) na mechanizm tworzenia połączenia, w aspekcie zastosowanych parametrów procesu. wyniki analizy numerycznej potwierdzono przeprowadzając badania makroskopowe. w toku przeprowadzonych prac stwierdzono, iż dla połączenia, w którym grubość blachy oraz głębokość przetłoczenia garbu jest mniejsza, powstaje zgrzeina pierścieniowa, którą wyeliminować można poprzez zastosowanie programu zgrzewania typu „slope” z proporcjonalnym narastaniem prądu zgrzewania. wykorzystanie programu „slope” oraz zmiana geometrii garbu umożliwiło uzyskanie prawidłowej zgrzeiny na całej powierzchni garbu. słowa  kluczowe: zgrzewanie łukiem wirującym; optymalizacja procesu zgrzewania garbowego; modelowanie mes procesu zgrzewania abstract the article presents the results of numerical simulations and experimental research of projection welds made with using tube and plate, occurring in the transmission shaft of a motor vehicle. the effect of the material type and the geometry of the projection (the diameter, depth and thickness of the punch indentation) on the mechanism of formation of the connection, in the relation with the process parameters was examined. the results of numerical analysis was confirmed by metallography macro tests. it was found that for the connection, wherein the thickness of the steel plate and the depth of the punch indentation is lower the adverse circularshape weld is formed which can be avoided by the application of „slope program” – with proportional increasing rate of current. using of the „slope program” and modification of projection geometry allows to obtain the proper shape of projection weld. keywords:  magnetically impelled arc butt; optimization of projection welding process; numerical modelling o resistance welding process wstęp problematyka wyważania układów przeniesienia napędu wały przegubowe wytwarzane technologią zgrzewania łukiem wirującym, będące przedmiotem niniejszego opracowania są elementami konstrukcji, których zadaniem jest przeniesienie momentu obrotowego z wału wyjściowego skrzyni biegów do dyferencjału. z uwagi na ich ciągłą pracę w warunkach zmiennych obciążeń dynamicznych, zrównoważenie momentu obrotowego na całej długości wału jest istotnym zagadnieniem, które nie może zostać pominięte na etapie produkcji. niepożądanym efektem niezrównoważenia jest efekt tzw. „bicia”, który przyczynia się do dyskomfortu użytkownika podczas podróży, wynikającego z odczuwalnych wibracji oraz nadmiernego hałasu [1]. dla samego wału (często składającego się z kilku sekcji) konsekwencje marcin korzeniowski, tomasz piwowarczyk, paweł kustroń, andrzej ambroziak, zygmunt mikno, maciej kozioł, sławomir krzywański, dariusz jabłoński nierównomiernie rozłożonego momentu obrotowego mogą być dużo poważniejsze i skutkować uszkodzeniem łożysk, przegubów, wielowypustów, a w skrajnym przypadku prowadzą do całkowitego zniszczenia całego wału przegubowego i elementów z nim powiązanych (np. skrzynia biegów, mechanizm różnicowy). niewyważenie wałów przegubowych na wyjściu linii produkcyjnej po procesie zgrzewania łukiem wirującym jest spowodowane przez: – znaczną (w zależności od rozwiązania konstrukcyjnego 2 3,5m) długość elementu, – odchyłki wymiarowo-kształtowe zgrzewanych podzespołów dostarczanych przez poddostawców (przeguby, rury), – odchyłki w procesach obróbki skrawaniem oraz w procesie miab (np. nieregularna wypływka). widok przykładowego, kompletnego wału napędowego, składającego się z 3 sekcji przedstawiono na rysunku 1. przeglad welding technology review 6 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 8/2016 rys.  1.  wał napędowy składający się z 3 sekcji na stanowisku do pomiarów geometrycznych fig. 1. the drive shaft consisted of 3 sections on the geometrical measurements setup d1 a d2 1.6 2.0 2.5 3.2 4.0 5.0 6.3 8.0 10.0 0.4 0.5 0.63 0.8 1.0 1.25 1.6 2.0 2.5 0.5 0.63 0.8 1.0 1.25 1.6 2.0 2.5 3.2 tablica  i. wartości wymiarów charakterystycznych garbów wg pn-en 28167:2002 (wszystkie wymiany w mm) [2] table i. the values of the characteristic dimensions of projections according to pn-en 28167:2002 (in mm) [2] w warunkach produkcyjnych, w celu kompensacji nierównomiernie rozłożonego momentu obrotowego, bezpośrednio po procesie zgrzewania łukiem wirującym kompletny wał napędowy poddawany jest testowi polegającemu na wyznaczeniu stopnia jego niewyważenia. pomiar ten odbywa się na tzw. wyważarce, zintegrowanej ze zgrzewarką rezystancyjną garbową (rys. 2), która służy do przygrzania stalowych odważników, mających na celu zrównoważenie momentu na całym obwodzie wału. proces wyważania przebiega w 3 etapach. 1. w pierwszej kolejności wyznaczany jest stopień niewyważenia oraz miejsce wystąpienia największego bicia. na obu końcach wał jest mocowany w trójszczękowych uchwytach, a następnie rozpędzany do zadanej prędkości obrotowej. po zatrzymaniu wału w wyznaczonej pozycji, system informuje o stopniu niewyważenia, a na panelu operatorskim wskazywany jest rodzaj odważnika (jego masa), którą operator musi użyć aby operacja wyważania przebiegła prawidłowo. 2. kolejnym etapem jest proces zgrzewania garbowego, który polega na montażu odważnika w oprzyrządowaniu, a następnie automatyczne zgrzanie odważnika z rurą. miejsce przygrzania odważnika, podobnie jak dobór jego masy jest wyznaczane w sposób automatyczny. masy odważników stopniowane co jeden gram w zakresie od 2 – 20 gramów. w przypadku niewyważenia wału, wymagającego większej masy odważnika, element taki uznaje się za wadliwy i przeznaczony do złomowania. 3. gdy proces zgrzewania jest zakończony następuje ponowny test, sprawdzający nierównomierność bicia. jeżeli moment obrotowy mieści się w zakresie zadanej tolerancji kompletny wał jest przekazywany na kolejne elementy linii montażowej. w przeciwnym wypadku wyznaczana jest masa kolejnego odważnika i miejsce jego zgrzewania. należy podkreślić, iż pomimo tego, że standardy produkcyjne dopuszczają taką możliwość, najczęściej praktykowanym sposobem równoważenia nierównomierności bicia wału jest zgrzewanie tylko jednego odważnika na jednej płaszczyźnie korekcyjnej. rys. 2. wyważarka wału napędowego zintegrowana ze zgrzewarką garbową (a), odważniki (b,c) fig. 2. balancing the drive shaft machine coupled with projection welding gun (a), weights (b,c) a) b) c) oprzyrządowanie zintegrowanej z wyważarką zgrzewarki garbowej dedykowane jest do zgrzewania wału napędowego, na którego podstawowe części składają się przegub, rura i końcówka osi tzw. „stubshaft”. widok części roboczych wyważarki z zintegrowaną zgrzewarką garbową oraz typowe odważniki dogrzewane do wału przedstawiono na rysunku 2. technologia zgrzewania garbowego   – materiały zgrzewane   i parametry zgrzewania odważniki, służące jaklo elementy równoważące moment obrotowy podczas pracy wału posiadają przetłoczone garby, których geometria jest zgodna z wytycznymi pn-en 28167:2002 [2]. na rysunku 3 przedstawiono schemat garbu z jego wymiarami charakterystycznymi (dla stali o grubości do 3 mm), a w tablicy i zamieszczono odpowiadające im wartości [2]. wymiary charakterystyczne garbów to: średnica (φd1) i wysokość garbu (a) obie wielkości mierzone są w stosunku do powierzchni blachy od strony matrycy, oraz średnica wewnętrznej części garbu (φd2). rys. 3. wymiary charakterystyczne garbu wg pn-en 28167:2002 [2] fig. 3. dimensions of projections according to pn-en 28167:2002 [2] w procesie produkcyjnym wałów napędowych wykorzystywane są 2 rodzaje odważników, różniących się od siebie geometrią garbów oraz składem chemicznym. składy chemiczne materiałów 1 i 2 odpowiadają głębokotłocznym stalom niestopowym dc04 i dc01. widok garbów wykona nych na odważnikach przedstawiono na rysunku 4, nato miast odpowiadające im składy chemiczne w tablicy ii. rura, do której dogrzewane są garby wykonana jest ze stali c22 (din 17204). jest to stal przeznaczona do utwardzania powierzchniowego i ulepszania cieplnego. skład chemiczny materiału rury zamieszczono w tabeli ii. 7przegląd  spawalnictwa       vol. 88 8/2016 rys. 4. widok garbów wykonanych na odważnikach ze stali: dc04 (a), dc01 (b) fig.  4. projections in the weights made of dc04 (a) and dc01 (b) mild steel pomimo zgodności wymiarów garbów z wytycznymi pn-en 28167:2002, wyraźnie widoczne są różnice w geometrii i kształcie garbów. w stosunku do garbu wykonanego w odważniku ze stali dc04, garb wykonany w stali dc01 charakteryzuje się większym przetłoczeniem od strony stempla oraz znacznie mniejszą grubością ścianki – zarówno w bocznej jego części, jak i centralnej części przetłoczenia. analiza składu chemicznego zarówno odważników jak i rury wskazuje, że wszystkie materiały należą do grupy stali łatwo spawalnych, stąd nawet pomimo znacznych różnic w składzie szczególnie zawartości węgla i manganu, z metalurgicznego punktu widzenia nie należy spodziewać się problemów z uzyskaniem prawidłowego złącza zgrzewanego. układ zasilania zgrzewadła składa się z inwertora średniej częstotliwości z prostowaniem po stronie wtórnej transformatora, z układem sterowania i stabilizacji prądu zgrzewania. proces zgrzewania polegał na zastosowaniu programu prostego, którego parametry przedstawiały się następująco: – czas docisku wstępnego, tw = 800 ms, – czas zgrzewania, tz = 60 ms, – natężenie prądu zgrzewania, iz = 9,5 ka, – czas docisku końcowego, tk = 400 ms, – siła docisku elektrod fd = 1300 n. prąd zgrzewania doprowadzany był do obszaru złącza za pośrednictwem elektrod, które od strony rury stanowił odpowiednio profilowany płaskownik ze stopu miedzi klasy a2, a od strony odważnika nasadka typu c (wg iso 5821:2010 [3]) o średnicy d=16 mm. problematyka zgrzewania odważników   z różnych gatunków stali przeprowadzane wyrywkowo w procesie poprodukcyjnym badania metalograficzne makroi mikroskopowe połączeń zgrzewanych odważników z rurą wykazały, że dla części zgrzein wykonanych z wykorzystaniem odważników ze stali dc01 otrzymana zgrzeina nie miała na całym przekroju charakteru ciągłego, wykazując cechy zgrzein pierścieniowych (rys. 5a) i na podstawie wytycznych i norm zakładowych [4] nie mogła zostać zakwalifikowana jako zgrzeina prawidłowa. połączenie uzyskane z użyciem odważnika ze stali dc04 (rys. 5b) było w 100% zgodne z obowiązującymi materiał skład chemiczny [% wag.] c mn si p s al cr ni odważnik 1 (dc04) 0,028 0,19 0,015 0,011 0,004 0,041 0,030 0,051 odważnik 2 (dc01) 0,044 0,23 0,011 0,015 0,012 0,028 0,017 0,020 rura (c22) 0,220 0,680 0,070 0,010 0,003 0,037 – – tablica ii. składy chemiczne materiałów zgrzewanych (odważniki, rura) table ii. the chemical compositions of materials to be welded (weights, pipe) normami. dalszej analizie i próbie optymalizacji procesu zgrzewania poddano wyłącznie połączenie z wykorzystaniem odważników ze stali dc01. a) b) rys. 5. widok makrostruktury połączenia z wykorzystaniem odważnika ze stali dc01 (a) i stali dc04 (b) zgrzewanych prostym programem zgrzewania fig. 5. macrostructure of the joints with using the weight of steel dc01 (a) and dc04 (b) welded with simple welding programme na rysunku 6 przedstawiono wynik symulacji numerycznych przeprowadzonych w programie sorpas, dedykowanym do analizy procesu zgrzewania rezystancyjnego, w tym garbowego [5÷7]. jako dane wejściowe wykorzystano program i parametry zgrzewania, dane materiałowe oraz geometrie garbów, występujące w rzeczywistym procesie zgrzewania. a) c) c) d) rys. 6. wyniki symulacji numerycznych procesu zgrzewania rezystancyjnego garbowego odważnika ze stali dc01 (a,b) i dc04 (c,d) z zastosowaniem prostego programu zgrzewania na różnym etapie tworzenia połączenia: w 20 ms (a,c) i 60 ms (b,d) przepływu prądu zgrzewania fig. 6. the results of numerical simulations of the projection resistance welding process of the weight of dc01 (a,b) and dc04 (c,d) steel using a simple program welding at different stages of creating a welding joint: 20 ms (a,c) and 60 ms (b,d ) of welding current flow stal dc01, z której wykonywane są odważniki zalicza się grupy stali bardzo dobrze spawalnych, z tego względu własności materiałowe jako źródło powstawania niezgodności zilustrowanej na rysunku 5a zostały wykluczone, a proces optymalizacji ukierunkowano na dwa aspekty: modyfikację programu i parametrów zgrzewania oraz zmianę geometrii garbu, zbliżoną do garbu wykonanego w materiale ze stali dc04. a) b) 8 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 8/2016 modyfikacja programu zgrzewania symulacje numeryczne potwierdziły, że mechanizm tworzenia zgrzeiny garbowej odważnika ze stali dc01 z rurą przy zastosowaniu programu prostego zgrzewania jest źródłem niezgodności w złączu relatywnie szybkie nagrzewanie styku centralnego przy równoczesnym działaniu siły docisku powoduje jego gwałtowne odkształcenie i utworzenie kontaktu o zbyt dużej powierzchni. duża powierzchnia styku powoduje spadek gęstości prądu, co prowadzi do stapiania tylko zewnętrznych obszarów styku elementów zgrzewanych. przepływający przez obszar styku prąd elektryczny generuje ciepło w zewnętrznych obszarach, które determinuje tworzenie zgrzeiny pierścieniowej. w celu dokładnej kontroli mechanizmu odkształcania styku centralnego zdecydowano się na zastosowanie programu zgrzewania złożonego z dwóch etapów przepływu prądu: – liniowego narastania prądu zgrzewania przez pierwszą część jego przepływu, – stały przepływ prądu w drugiej części przepływu prądu. czas narastania prądu zgrzewania od wartości 0 – 9,5 ka dobrano tak, aby energia dostarczona do miejsca zgrzewania była w przybliżeniu taka sama, jak podczas zastosowania programu prostego. na rysunku 7 w schematyczny sposób przedstawiono zastosowany tzw. program „up-slope” z liniowym narastaniem prądu zgrzewania. rys. 7. schemat programu „up-slope” z liniowym narastaniem prądu zgrzewania fig. 7. outline of linear up-slope welding current program parametry programu zgrzewania, składającego się z liniowego narastania prądu wynosiły odpowiednio: – czas docisku wstępnego, tw = 800 ms, – czas narastania prądu zgrzewania w zakresie 0 9,5ka, ts = 60 ms, – czas przepływu prądu o stałej wartości natężenia, tz = 30ms, a) b) c) rys. 8. wyniki symulacji numerycznych procesu zgrzewania rezystancyjnego garbowego odważnika ze stali dc01 z zastosowaniem programu „up-slope” na różnym etapie procesu: w 20 ms (a), 60 ms (b) i 90 ms (c) przepływu prądu zgrzewania fig.  8. results of numerical simulations of projection resistance welding process of weight made of dc01 steel using the up-slope program at different stages of the process: 20 ms (a), 60 ms (b) and 90 ms (c) of the welding current flow – natężenie prądu zgrzewania, iz = 9,5 ka, – czas docisku końcowego, tk = 400 ms, – siła docisku elektrod fd = 1300 n. testy praktyczne na stanowisku zgrzewalniczym z zastosowaniem programu „up-slope” poprzedzono badaniami symulacyjnymi, których wyniki zaprezentowano na rysunku 8. jako dane wejściowe wprowadzono parametry zgrzewania przedstawione powyżej. przeprowadzone symulacje numeryczne wskazują, iż dzięki zmianie programu zgrzewania na tzw. „up-slope” (program z liniowym narastaniam natężenia prądu zgrzewania) możliwe jest uzyskanie ciągłego połączenia na całym przekroju zgrzeiny garbowej. analizując poszczególne etapy tworzenia zgrzeiny zaobserwować można dokładnie mechanizm jej powstawania. w początkowej fazie procesu tworzy się zgrzeina pierścieniowa, styk centralny ulega odkształceniom, podobnie jak w przypadku programu prostego. powolne narastanie prądu zgrzewania powoduje jednak znacznie wolniejsze odkształcanie styku centralnego, przez co możliwe jest przekazywanie ciepła do środkowej części garbu tak, że w końcowej fazie procesu zgrzeina obejmuje cały przekrój garbu. obiecujące wyniki symulacji numerycznych stanowiły podstawę wdrożenia programu złożonego do wykonania połączeń testowych odważników ze stali dc01 z rurą ze stali c22. na rysunku 9 przedstawiono wynik badania makroskopowego połączenia z zastosowaniem programu złożonego, z narastaniem liniowym natężenia prądu zgrzewania. rys. 9. widok makrostruktury połączenia z wykorzystaniem odważnika ze stali dc01 zgrzewanego złożonym programem (liniowe narastanie prądu zgrzewania) fig. 9. macrostructure of projection welding joint of weight made of dc01 complex welding program (welding current linear up-slope) przeprowadzone testy praktyczne w warunkach przemysłowych w pełni potwierdziły obliczenia numeryczne przeprowadzone w programie sorpas. złącze przedstawione na rys. 9 charakteryzuje się ciągłością na całym przekroju i kwalifikuje się jako połączenie poprawne. rys. 10. widok garbów w odważniku ze stali dc01 wytworzonych poprzez zastosowanie opracowanego zestawu stempel-matryca fig. 10. projections in weights made of dc01 steel produced with using developed set of punch-die 9przegląd  spawalnictwa       vol. 88 8/2016 wnioski w wyniku przeprowadzonych analiz numerycznych i badań eksperymentalnych sformułowano następujące wnioski poznawcze: – użycie garbu spełniającego wymogi pn-en 28167:2002 nie gwarantuje uzyskania zgrzeiny na całym przekroju, a w większości przypadków powoduje powstanie zgrzeiny pierścieniowej z pustką lub przyklejeniem w miejscu styku centralnego, – przyczyną powstawania zgrzein pierścieniowych jest głównie geometria garbu, tj., grubość ścianki bocznej garbu i dna, – zmiana parametrów zgrzewania nie zmienia mechanizmu powstawania połączenia, aczkolwiek zauważalna jest jego ciągłość, uwidoczniona podczas badań makroskopowych, odważniki o geometrii garbów przedstawionej na rysunku 10. zostały wykorzystanie do testów zgrzewania przy użyciu prostego programu zgrzewania. na rysunku 11. przedstawiono wyniki symulacji numerycznych oraz widok badań makroskopowych otrzymanych połączeń. dyskusja wyników pomimo wykorzystania łatwo zgrzewalnych stali głębokotłocznych z grupy dc, oraz stosowania wytycznych pn-en 28167:2002 odnośnie geometrii garbów, proces zgrzewania odważników przebiega w sposób uniemożliwiający zakwalifikowanie połączeń jako prawidłowych, gdyż nie spełniają one ustalonych przez koncern produkujący półosie oczekiwań. występujące w procesie zgrzewania wady zakwalifikować można jako przyklejenie lub pustkę w środku zgrzein pierścieniowych (niezgodność nr 4.5 wg pn-en iso 6520-2:2013 [4]), które relatywnie często występują podczas zgrzewania garbowego blach [8,9]. przeprowadzone symulacje numeryczne oraz badania makroskopowe wskazują, że przyczyną powstawania zgrzein pierścieniowych może być zbyt szybkie odkształcanie się części centralnej garbu, nie w wyniku uplastycznienia wynikającego z nagrzewania, lecz poprzez działanie siły docisku, która powoduje odkształcenie centralnej jego części w kierunku przeciwnym do działającej siły. zjawisko to występuje tylko dla odważnika ze stali dc01, którego garb charakteryzuje się mniejszą o ok. 80% grubością ścianki w miejscu garbu. zwiększa to tendencję do jego niewłaściwego odkształcania podczas procesu zgrzewania. zastosowanie programu z liniowym narastaniem natężenia prądu zgrzewania zwiększa tendencję garbu do odkształcenia plastycznego w wyniku temperatury, a w związku z tym maleje skłonność do niekontrolowanej zmiany jego geometrii. to niekorzystne zjawisko można całkowicie wyeliminować poprzez zmianę wymiarów i kształtu garbów tj. użycie takiej kombinacji stempel – matryca aby zwiększyć grubość ścianki w odważniku. należy podkreślić, że grubość ścianki w miejscu garbu jest parametrem, który nie jest przytaczany w pn-en 28167:2002 dotyczącej projektowania geometrii garbów. przeprowadzona analiza numeryczna i badania eksperymentalne wskazują, że jest ona istotnym parametrem, od którego w dużym stopniu zależy mechanizm tworzenia połączenia garbowego. a) b) c) d) rys. 11.  wyniki symulacji numerycznych procesu zgrzewania rezystancyjnego garbowego odważnika ze stali dc01 ze zmodyfikowaną geometrią garbu na różnym etapie tworzenia połączenia przy wykorzystaniu programu prostego w 20 ms (a) i 60 ms (b) przepływu prądu zgrzewania, oraz widok makrostruktury rzeczywistych złączy (c,d) fig. 11. results of numerical simulations of projection resistance welding process of weight made of dc01 steel with a modified geometry of the projection at different stages of joint creating, using a simple program 20 ms (a) and 60 ms (b) of the welding current flow, macrostructure of joints to be welded (c,d) 10 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 8/2016 – najprostszym i najskuteczniejszym rozwiązaniem okazała się zmiana geometrii garbu, w taki sposób aby grubość ścianki wynosiła co najmniej 1,1 mm. badania.zostały.przeprowadzone.w.ramach.projektu.pt ..„kryteria.i.metodyka.określania.jakości.złączy.zgrzewanych.łukiem.wirującym.”.finansowanym.przez.narodowe.centrum.badań.i.rozwoju.w.ramach.iii.programu.badań.stosowanych . literatura [1] piwowarczyk t., korzeniowski m., ambroziak a., rutka r., krzywański s., karolewski m.: ocena jakości komponentów zgrzewanych łukiem wirującym, przegląd spawalnictwa, nr ? 2016, [2] pn-en 28167:2002: garby do zgrzewania rezystancyjnego, [3] pn-en iso 5821:2010: zgrzewanie rezystancyjne nasadki elektrod do zgrzewania punktowego, [4] pn-en-iso 6520-2:2013, spawanie i procesy pokrewne klasyfikacja geometrycznych niezgodnościspawalniczych w metalach część 2: zgrzewanie, [5] mikno z., kowieski sz., bartnik z, derlukiewicz w.,: zgrzewanie garbowe w obliczeniach metodą elementów skończonych, przegląd spawalnictwa, nr 11 2015, [6] nielsen ch. v., zhang w., martins p. a.f., baya n.: numerical and experimental analysis of resistance projection welding of square nuts to sheets, procedia engineering, vol. 81, 2014, [7] zhu, w.f., lin z.-q., lai x.-m., luo a.h.: numerical analysis of projection welding on auto-body sheet metal using a coupled finite element method, international journal of advanced manufacturing technology no. 1, 2006, [8] papkala h.: zgrzewanie oporowe metali, kabe, krosno 2003, [9] czuchryj j., papkala h., winiowski a.: niezgodności w złączach spawanych, instytut spawalnictwa w gliwicach, gliwice 2005. 201207_pspaw.pdf 29przegląd spawalnictwa 7/2012 anthony b. murphy wpływ oparów metalicznych na spawanie łukowe, część 2: obliczanie the effects of metal vapour in arc welding,  part 2: calculation streszczenie w części 2 artykułu omówiono sposoby modelowania i obliczania parametrów łuku spawalniczego w metodach tig i mig/mag. przedstawiono również metodykę prowadzenia obliczeń właściwości termodynamicznych, współczynników przenoszenia i współczynników dyfuzji. abstract this part is concerned with computational modelling of welding arcs and the influence of metal vapour. methods used in modelling, including equations, transport properties, treatment of metal vapour diffusion, radiative emission coefficients and vaporization rates are presented. metody modelowania matematycznego łuku spawalniczego równania obliczeniowe modelowanie plazmy w łuku spawalniczym oparte jest na komplecie sprzężonych równań różniczkowych cząstkowych wyrażających zachowanie masy, pędu, energii i ładunku. poniżej przytoczono równania w typowej postaci z członami: zależnym od czasu i konwekcyjnym po lewej stronie oraz członami: dyfuzyjnym i źródła po prawej stronie równania. równanie na ciągłość masy: (1) gdzie: p – gęstość masy, – prędkość przepływu, t – czas. równanie na zachowanie pędu: (2) gdzie: p – ciśnienie, – tensor naprężeń, – gęstość prądu, – indukcja pola magnetycznego, – przyspieszenie ziemskie. człony po prawej stronie opisują odpowiednio: siły spowodowane gradientem ciśnienia, naprężeniem lepkim, siłę magnetyczną (lorentza) oraz siłę grawitacji. równanie na zachowanie energii: (3) gdzie: h – entalpia, σ – przewodność elektryczna, u – wypadkowy współczynnik emisji promieniowania, k – przewodność cieplna, cp – ciepło właściwe przy stałym ciśnieniu, kb – stała boltzmanna, e – wartość ładunku elektronu. wyrażenia po prawej stronie opisują odpowiednio: grzanie oporowe, emisję promieniowania, przewodność cieplną oraz przekaz energii wynikający z przepływu elektronów. entalpia jest całką ciepła właściwego po temperaturze, a temperaturę w dowolnym punkcie można obliczyć z entalpii w tym właśnie punkcie. metoda wypadkowego współczynnika emisji promieniowania jest powszechnie stosowana do przenoszenia promieniowania. jeśli stosowana jest inna metoda, wówczas człon na emisję promieniowania we wzorze (3) musi zostać zmieniony. równanie na ciągłość prądu: (4) gdzie: ϕ – potencjał elektryczny. anthony b. murphy – csiro materials science and engineering, australia. 30 przegląd spawalnictwa 7/2012 gęstość natężenia prądu jest dana wzorem indukcja pola magnetycznego , która pojawia się we wzorze (2), także musi być obliczona, np. ze wzoru na potencjał pola magnetycznego : (5) gdzie: . w spawaniu łukowym z gazem osłonowym i oparami metalicznymi potrzebne jest również równanie wyrażające zachowanie masy oparów metalicznych. zazwyczaj zakłada się, że plazma zawiera dwa osobne składniki: opary metaliczne i gaz osłonowy. dlatego substancje pochodzące od oparów metalu (np. fe, fe+, fe2+, fe3+ itd. dla oparów żelaza) są traktowane jako jeden gaz, a te od gazu osłonowego (np. ar, ar+, ar2+, ar3+ itd. dla argonu) jako inny gaz. elektrony są podzielone pomiędzy dwa gazy, więc każdy z nich jest elektrycznie neutralny. równanie dla zachowania masy oparów metalicznych wygląda wówczas następująco: (6) gdzie: – suma ułamków wagowych substancji oparów metalu, – średni przepływ masy w stosunku do średniej prędkości masy substancji oparów metalu, sm – człon źródłowy oparów metalicznych (masa na jednostkę objętości i czasu). pierwszy człon po prawej stronie opisuje dyfuzję oparów metalicznych, a drugi powstanie oparów metalicznych w wyniku odparowania elektrod, z uwzględnieniem możliwych strat, np. skraplania oparów metalu. dodatkowe wyrażenie: (7) dodaje się do prawej strony wzoru na zachowanie energii (3), by uwzględnić zmianę entalpii wynikającą z mieszania oparów metalu i gazu osłonowego; i to entalpie odpowiednio oparów metalu i gazu osłonowego, zdefiniowane jako sumy entalpii substancji tworzących poszczególne gazy. należy zwrócić uwagę, że w pracach [59, 84] został uwzględniony dodatkowy człon w , przy czym człon ten został już zawarty w przewodności cieplnej [85]. człon źródła oparów metalicznych we wzorze (6) powinien być także dodany do prawej strony równania na zachowanie masy (1). należy do niego również dodać człon odpowiedzialny za chłodzenie wyparne (3). równania te rozwiązuje się zazwyczaj, stosując metodę objętości skończonych [86], pomimo że coraz częściej do tworzenia modeli plazm termicznych stosowane są metody elementów skończonych. właściwości plazmy termicznej silnie zależą od właściwości termofizycznych gazu plazmy, które występują we wzorach (1) i (7). właściwości te mogą być podzielone na termodynamiczne (gęstość, ciepło właściwe, entalpia), współczynniki przenoszenia (lepkość, przewodność elektryczna, przewodność cieplna, współczynniki dyfuzji) oraz współczynniki emisji promieniowania. obecność oparów metalicznych ma wpływ na wszystkie z wymienionych właściwości, jednak najbardziej zmienia przewodność elektryczną i współczynniki emisji promieniowania. znajomość współczynników dyfuzji jest wymagana do obliczenia strumienia masy oparów metalicznych i wraz z przepływem konwekcyjnym określają one rozkład oparów metalicznych w łuku. właściwości termodynamiczne, transportu i promieniowania oraz współczynniki dyfuzji będą omówione w dalszej części artykułu. konieczne jest również dobranie odpowiedniej metody wyznaczenia szybkości parowania metalu z elektrod (człon źródłowy we wzorze (6)). obliczenie właściwości termodynamicznych i współczynników przenoszenia punktem wyjścia do obliczeń tych właściwości jest określenie składu plazmy. jeśli założono istnienie stanu lte (z ang. local thermal equilibrium – lokalna równowaga termodynamiczna), to skład plazmy można określić, rozwiązując równania sahy dla procesów jonizacji oraz równania guldberga-waage’a dla reakcji dysocjacji, bądź przez zminimalizowanie swobodnej energii gibbsa plazmy [87]. dla plazm niebędących w stanie lte nadal poszukuje się właściwych metod [36]. właściwości termodynamiczne są stosunkowo łatwe do obliczenia. kiedy znamy skład plazmy, potrzebne są tylko dane dotyczące zależności ciepła właściwego każdej substancji od temperatury. dane te dostępne są w tablicach (np. [88]) lub mogą być wyliczone z danych spektroskopowych. aby obliczyć współczynniki przenoszenia, niezbędne jest skorzystanie z całek zderzeniowych cząstek pomiędzy wszystkimi oparami występujących substancji, przy czym uzyskanie dokładnych wartości może być trudne [87, 89]. całki zderzeniowe to przekroje zderzeniowe uśrednione po maxwellowskim rozkładzie energii, wyprowadzone z potencjału międzyatomowego i innych podstawowych danych. pomimo że opublikowane zostały wiarygodne dane współczynników przenoszenia dla większości gazów plazmowych (np. argonu, azotu, tlenu [90, 91], powietrza [92, 93], helu [94] i wodoru [95]) oraz wielu mieszanin tych gazów [90, 92, 94÷96], nie ma danych dla większości oparów metalicznych. jest to częściowo spowodowane tym, że nie są one w centrum zainteresowania, a częściowo z powodu braku dokładnych danych całek zderzeniowych w przypadku oddziaływania pomiędzy drobinami metalu oraz pomiędzy drobinami metalu a innymi cząstkami. najbardziej skomplikowane potencjały międzyatomowe, które zostały zastosowane 31przegląd spawalnictwa 7/2012 w obliczeniach plazmy, opracowano dla mieszaniny argonu z miedzią [97] oraz mieszaniny srebra z dwutlenkiem krzemu [98]. w pracach tych do obliczenia całek zderzeniowych w przypadku oddziaływania pomiędzy neutralnymi drobinami metalu zastosowano potencjał hulburta-hirschfeldera [99÷101]. w innych pracach wykorzystano potencjał morse’a dla oddziaływania pomiędzy atomami miedzi [102÷104]. dane doświadczalne pomogły w obliczeniu całek zderzeniowych dla par jon-cząstka neutralna oraz elektron-cząstka neutralna dla miedzi [97]. z kolei dla całek zderzeniowych krzemu i srebra dostępne były jedynie wartości przybliżone oraz wzory empiryczne. hoffmann w obliczeniach właściwości mieszanin żelaza, miedzi, aluminium i wapnia z azotem, argonem i helem, posłużył się potencjałem stockmayera (12, 6, 3) dla oddziaływania cząstka neutralna – cząstka neutralna oraz potencjałem oddziaływań elastycznych pomiędzy cząstkami neutralnymi a jonami (16, 6, 4) [105]. słabym punktem tej pracy było założenie, że ciepło właściwe substancji było stałe w wysokiej temperaturze oraz użycie przybliżonych danych termodynamicznych dla wielokrotnie zjonizowanych substancji. w innych obliczeniach posłużono się przybliżonymi potencjałami międzyatomowymi, takimi jak potencjał lennarda-jonesa (12, 6) dla oddziaływań między drobinami neutralnymi, wzorami empirycznymi [106] dla oddziaływań z wymianą ładunku pomiędzy atomami i jonami tego samego metalu oraz potencjałem polaryzacyjnym dla zderzeń elastycznych pomiędzy drobinami neutralnymi i jonami. na przykład, cressault [107] zastosował przybliżenia do określenia właściwości plazmy w mieszaninach powietrza z żelazem, srebrem i miedzi, podobnie jak zrobili to: dunn i eagar [108] dla mieszaniny argonu lub helu z żelazem, aluminium lub wapniem; gu [109] do obliczenia właściwości plazmy w mieszaninach argonu i oparów krzemu; abdelhakim [110] dla plazmy z mieszaniny miedzi i azotu; dassanayake i etemadi [111] dla plazmy azotowo-aluminiowej. w tej pracy obliczono właściwości termodynamiczne i warunki przenoszenia w mieszaninach argonu z żelazem, aluminium, chromem i oparami manganu. przybliżenia, o których wspomniano wcześniej, zostały zastosowane w obliczeniach oddziaływań atomów metalu. całki zderzeniowe dla oddziaływań elektron–atom obliczono przez całkowanie pędu przekroju czynnego na przekaz pędu, który uzyskano dzięki przybliżeniu efektywnego zasięgu dla małych energii zderzenia oraz przybliżeniu klasycznemu dla dużych energii zderzeń [112]. w przypadku oddziaływań pomiędzy drobinami argonu zastosowano metody murphy’ego i arundella [90], co opisano również w pracy yanga [19]. rys. 6. porównanie parametrów transportu w plazmie argon-miedź oraz argon-żelazo, obliczonych przez różnych autorów (procenty na mol). a) przewodność cieplna mieszaniny argon-miedź; b) przewodność cieplna mieszaniny argon-żelazo; c) lepkość mieszaniny argon-miedź; d) przewodność elektryczna mieszaniny argon-miedź. dane dla mieszaniny argon-miedź pochodzą z [97, 102÷104], a dla argon-żelazo z [19, 105, 108] fig. 6. comparison of transport properties of argon–copper and argon–iron plasmas calculated by different authors. percentages are by mole: a) thermal conductivity of argon–copper mixtures; b) thermal conductivity of an argon–iron mixture; c) viscosity of an argon–copper mixture; d) electrical conductivity of argon–copper mixtures. references from which the data were taken are for argon–copper [97, 102÷104] nad for argon–iron [19, 105, 108] temperatura (k) temperatura (k) t he rm al c on d. ( w m -1 k -1 ) t he rm al c on d. ( w m -1 k -1 ) 32 przegląd spawalnictwa 7/2012 rys. 7. obliczone właściwości plazmy w różnych mieszaninach argonu i oparów żelaza. procenty na mol (%/mol) fig. 7. calculated properties of plasmas in different mixtures of argon and iron vapour. percentages are by mole na rysunku 6 przedstawiono porównanie współczynników transportu obliczonych przez różnych autorów. podane wyniki dotyczą mieszanin argonu, żelaza i oparów miedzi. ogólnie, opublikowane wartości przewodności cieplnej i elektrycznej dla mieszanin argonu i miedzi są zgodne. największa rozbieżność pojawia się przy temperaturze powyżej 13 000 k, gdzie wartości podane przez cressaulta i gleizesa [104] są większe od wartości uzyskanych przez pozostałych badaczy. jest to spowodowane mniejszą wartością przekroju coulomba, prawdopodobnie wynikającą z uwzględnienia zarówno jonów, jak i elektronów zamiast tylko elektronów w obliczeniach promienia debye’a. ta kwestia została omówiona bardziej szczegółowo w pracy [95]. dane dla przewodności cieplnej mieszaniny argonu i żelaza zmieniają się między 5000 i 14 000 k. maksima występują przy ok. 7000 i 14 000 k, co odpowiada zmianie przewodności cieplnej związanej z pierwszą jonizacją odpowiednio miedzi i argonu. wartości te są nieco przesunięte w obliczeniach hoffmanna [105]. prawdopodobnie jest to spowodowane przybliżeniem danych termodynamicznych, co mogło prowadzić do niedokładności wyznaczenia temperatury jonizacji. w pracy dunna i eagara brakuje pierwszego maksimum [108]. lepkość wyznaczona przez aubretona i elchingera [97] jest o ok. 10% większa niż u murphy’ego [103] dla temperatury ok. 7000 k. w tej temperaturze dominuje przekrój czynny na zderzenia elastyczne atomów i jonów. murphy posłużył się przekrojem polaryzacyjnym dla oddziaływania cu-cu+, z kolei aubreton i elchinger użyli danych eksperymentalnych z pracy witko i beckmanna [113] dla stanu 2σg oraz procedury dopasowania w celu obliczenia potencjału dla stanu 2σu, która wydaje się dokładniejsza. na rysunku 6 pokazano, że różnice pomiędzy współczynnikami transportu miedzi aubretona i elchingera, obliczonymi za pomocą bardziej skomplikowanych przekrojów czynnych na oddziaływania pomiędzy drobinami miedzi a współczynnikami obliczonymi przy użyciu przybliżonych przekrojów czynnych, są względnie małe. przypuszcza się, że przybliżone metody użyte dla większości innych oparów metalicznych mają podobny poziom dokładności. jednak, jako przybliżenie oparte na obliczeniach dla różnych mieszanek gazów [2], dana zmiana wartości współczynnika transportu powoduje podobną względną zmianę parametrów spawania, takich jak rozkład strumienia przepływu ciepła na powierzchni jeziorka spawalniczego. nie powinno nastręczać trudności rozwinięcie potencjałów hulburta-hirschfeldera dla innych metali, ponieważ parametry tych potencjałów można wyprowadzić ze stałych spektroskopowych. to poprawiłoby dokładność współczynników transportu i tym samym przewidywań opartych na modelowaniu. na rysunku 7 pokazano obliczoną zależność ciepła właściwego, przewodności cieplnej i elektrycznej oraz lepkości od koncentracji oparów żelaza w plazmie argonowej. właściwości te ulegają znacznej zmianie po dodaniu 50% oparów żelaza, małe zmiany pojawiają się już przy 10%. tylko przewodność cieplna w przedziale 4000÷10 000 k ulega zmianie już w obecności 33przegląd spawalnictwa 7/2012 obliczanie współczynników dyfuzji transport oparów metalicznych w łuku plazmowym następuje zarówno w wyniku konwekcji, jak i dyfuzji. konwekcję opisuje drugi wyraz po lewej stronie równania (6) i nie wymaga to szczególnych objaśnień. bardziej skomplikowana jest dyfuzja. w najbardziej ogólnym podejściu do plazm zawierających więcej niż jeden pierwiastek chemiczny, równania na zachowanie masy dla poszczególnych drobin (np. ar, ar+, fe, fe+, e): (8) muszą być rozwiązane w każdym punkcie plazmy. yi oznacza ułamek masowy składnika i; ri szybkość netto produkcji cząstek i-tego rodzaju w wyniku reakcji chemicznych, parowania itp. dla gazu lub plazmy zawierającej n składników, dyfuzyjny strumień masy substancji i, dany jest wzorem: (9) gdzie: – prędkość dyfuzji substancji i (w stosunku do średniej prędkości masy), mi – masa, ni – koncentracja substancji i [89]. rys. 8. obliczone właściwości plazmy dla pięciu różnych metali w mieszaninie 90% argonu i 10% oparów metalicznych fig. 8. calculated properties of plasmas in mixtures of 90% argon and 10% metal vapour by mole, for five different metals 1% oparów żelaza. wynika to z niższej energii jonizacji atomów żelaza. na rysunku 8 przedstawiono porównanie ciepła właściwego, przewodności cieplnej, przewodności elektrycznej oraz lepkości dla mieszanin argonu i różnych oparów metalicznych. różnice są niewielkie, a najbardziej widoczne jest wyższe ciepło właściwe aluminium w wysokiej temperaturze oraz niższa przewodność elektryczna miedzi w temperaturze poniżej 10 000 k. prawdopodobnie jednak przewodność elektryczna miedzi powinna być większa. przekrój czynny na przekaz pędu w zderzeniach pomiędzy elektronami i atomami miedzi, który jest istotny w tym zakresie temperatury, został zaczerpnięty z pracy chervy’ego [114]. posłużył się on wartościami zmierzonymi przez scheibnera [115] przy wysokich energiach oraz teoretycznymi wartościami trajmara [116] przy niskich energiach. tak, jak zostało to omówione w pracy chervy’ego, wysokość maksimum przekroju czynnego na przekaz pędu przy niskiej energii jest istotna przy wyznaczeniu przewodności elektrycznej. w przypadku miedzi maksimum jest większe (ok. 390×10-20 m2), niż to, które zostało obliczone metodami przybliżonymi dla innych metali, zawierające się w zakresie od 120×10-20 m2 dla aluminium do 180×10-20 m2 dla chromu. prawdopodobnie wartości „przekroju czynnego na przekaz pędu” scheibnera, którymi posłużył się chervy, to w rzeczywistości całkowite przekroje czynne [97, 117]), a zatem są zbyt duże. 34 przegląd spawalnictwa 7/2012 rys. 9. współczynniki dyfuzji zwyczajnej (a), temperaturowej (b) oraz spowodowanej polem elektrycznym (c) dla różnych mieszanin argonu i oparów żelaza. (%/mol) fig. 9. combined (a) ordinary, (b) temperature and (c) electric field diffusion coefficients for different mixtures of argon and iron vapour. (%/mol) zwykłe współczynniki dyfuzji dij oraz współczynniki dyfuzji termicznej są w tym przypadku współczynnikami dyfuzji wieloskładnikowej. siła napędowa dana jest wzorem: (10) trzy wyrazy opisują odpowiednio: dyfuzję spowodowaną gradientami ułamka molowego xj, ciśnienia p oraz zewnętrznych sił działających na substancję j. ponieważ prędkości dyfuzji są zdefiniowane w odniesieniu do średniej masowej prędkości, to jedynie n – 1 współczynników wymaga wyliczenia, a równanie (8) musi zostać rozwiązane dla n – 1 substancji. w plazmie, należy zmodyfikować współczynniki dyfuzji tak, aby uwzględniona została dyfuzja ambipolarna [118, 119]. ta z kolei wzrasta, gdyż z powodu swojej mniejszej masy elektrony dyfundują szybciej niż jony, wzbudzając pole elektryczne, które przyspiesza jony, a spowalnia elektrony. rozwiązywanie równań (8) dla każdego składnika oraz obliczanie współczynników zwykłej dyfuzji dla każdej pary substancji i współczynników dyfuzji termicznej dla każdej substancji jest pracochłonne, dlatego zazwyczaj stosuje się metody uproszczone [103, 120]. w tej pracy rozpatrywane są tylko te metody, które zostały zastosowane przy obliczaniu plazmy w oparach metalicznych. standardowym podejściem jest zgrupowanie substancji oparów metalicznych oraz gazu osłonowego, co oznacza, że potrzebne jest jedynie równanie na zachowanie ułamka masowego oparów metalu (6). główną trudnością jest zastosowanie wzoru (6) do wyznaczenia . optymalnym podejściem jest metoda łącznego (efektywnego) współczynnika dyfuzji, początkowo rozwinięta dla gazów neutralnych [121], a następnie dla plazmy [84, 119, 122]. przy założeniu istnienia stanu lte metoda ta jest matematycznie równoważna pełnemu obliczeniu wieloskładnikowej dyfuzji dla mieszanin gazów mononuklearnych, które nie reagują ze sobą. wymaganie dotyczące gazów mononuklearnych niewchodzących w reakcje oznacza, że gaz jest równoważny pierwiastkowi chemicznemu. dyfuzyjny strumień masy oparów metalicznych można wówczas zapisać następująco: (11) gdzie: i średnie masy ciężkich substancji oparów metalicznych i gazu osłonowego, – suma ułamków molowych składników gazu osłonowego; = – współczynnik dyfuzji (w wyniku gradientów ułamków molowych), – współczynnik dyfuzji ciśnieniowej (w wyniku gradientu całkowitego ciśnienia), – łączny współczynnik dyfuzji (w wyniku przyłożenia zewnętrznego pola elektrycznego) – współczynnik dyfuzji temperaturowej (w wyniku działania gradientu temperatury). współczynniki dyfuzji zawarte we wzorze (11) są liniowymi kombinacjami współczynników dyfuzji wieloskładnikowej [119, 122]. pierwsze trzy współczynniki zależą tylko od współczynników dyfuzji zwyczajnej, natomiast zależy zarówno od współczynnika dyfuzji zwyczajnej jak i termicznej. wartości łącznych współczynników dyfuzji zostały podane w literaturze dla wielu mieszanin gazów [90, 92, 94, 95, 123]. wartości współczynników dyfuzji dla plazm zawierających opary metali, zostały podane przez murphy’ego [103] oraz aubretona i elchingera [97] dla mieszaniny argonu i miedzi. cressault i gleizes [124] podali łączne współczynniki dyfuzji dla mieszanin argonu i miedzi oraz dla mieszanin miedzi, żelaza i srebra z powietrzem. przedstawili także współczynniki dyfuzji spowodowanej polem elektrycznym dla mieszaniny powietrza z żelazem. aubreton i elchinger oraz cressault i gleizes zaprezentowali porównania współczynników dyfuzji dla mieszanin równych części oparów miedzi i argonu. zgodność jest dobra, z rozbieżnościami poniżej 10%. różnice te można przypisać użyciu różnych całek zderzeniowych dla elastycznych zderzeń pomiędzy atomami i jonami, podobnie jak w przypadku lepkości. metoda łącznego współczynnika dyfuzji została rozszerzona do plazmy o dwóch wartościach temperatury przez rata [125] oraz dla mieszaniny argonu z miedzią [97]. należy zwrócić jednak uwagę na to, że niektóre aspekty ich metod zostały zakwestionowane [96]. na rysunku 9 przedstawiono współczynniki dyfuzji, obliczone dla różnych mieszanin argonu i oparów 35przegląd spawalnictwa 7/2012 często stosowane jest „przybliżenie lepkościowe” uzyskane przy użyciu wyrażenia podanego przez wilke’a [127], który oblicza lepkości gazów. współczynnik dyfuzji jest obliczany pod względem lepkości i dwóch gazów: (14) gdzie: – gęstość gazu, i; – stałe (zazwyczaj 1,385). strumień masy został obliczony przy użyciu wzoru (12). to oszacowanie zostało nazwane „drugim oszacowaniem lepkości” w [103]. opisane tam „pierwsze oszacowanie lepkości” nie zostało zastosowane dla plazmy oparów metalicznych, dlatego nie jest tutaj rozpatrywane. na temat dokładności w oszacowaniu lepkości dla mieszanin gazów pisze cressault [128]. bakken and gu [129] rozwinęli i zastosowali „przybliżenie quasi-podwójnego współczynnika dyfuzji”: (15) gdzie: substancje i = 2, ..., p – składniki oparów metalicznych, substancje i = p + 1, ..., q – składniki gazów osłonowych, substancja 1, która nie pojawia się explicite we wzorze (15) – to elektron. w artykule [131] zaznaczono, ze strumień masy powinien być wyznaczony na podstawie gradientu ułamka molowego. posłużyło do tego następujące wyrażenie: (16) gdzie: (17) niektórzy autorzy do obliczenia strumienia masy we wzorze (6) posłużyli się jedynie wwspółczynnikiem dyfuzji. w dotychczas opublikowanych pracach [18,123,132] został użyty łączny współczynnik dyfuzji bezpośrednio we wzorze (12), np. (18) lepszym podejściem byłoby zastosowanie skróconej formy wzoru (11): (19) gdzie: średnia masa wszystkich substancji. te dwa rozwiązania nazywa się: gradientem ułamka wagowego łącznego współczynnika dyfuzji zwyczajnej oraz gradientem ułamka molowego łącznego współczynnika dyfuzji zwyczajnej. żelaza. wszystkie zależą od składu i temperatury. łączny współczynnik dyfuzji jest niezależny od względnego stężenia tych dwóch gazów (w tym przypadku oparów żelaza i argonu), z wyjątkiem sytuacji, kiedy stężenie ma wpływ na stopień jonizacji gazów [90]. opary żelaza są bardziej zjonizowane w danej temperaturze, kiedy ich ułamek molowy jest mały. duży kulombowski przekrój czynny dominuje w niższej temperaturze, obniżając średnią drogę swobodną i tym samym współczynnik dyfuzji. łączne współczynniki dyfuzji temperaturowej oraz dyfuzji pochodzącej od pola elektrycznego zależą bezpośrednio od względnej koncentracji dwóch gazów i są większe wtedy, kiedy oba gazy są obecne w mniej więcej równych koncentracjach [90]. łączne współczynniki dyfuzji ciśnieniowej nie zostały przedstawione, ponieważ dyfuzja ciśnieniowa jest znikoma w łukach spawalniczych z powodu małych gradientów ciśnienia. kataforeza (dyfuzja spowodowana przyłożeniem pola elektrycznego) jest znacząca w przypadku składników znacznie różniących się masą i stąd oczekuje się, że będzie względnie mała dla mieszanin oparów żelaza i argonu. łączne współczynniki dyfuzji pochodzącej od pola elektrycznego dla mieszanin argonu i żelaza są ok. jeden rząd wielkości mniejsze niż dla mieszanin argonu i helu lub wodoru [126]. różnice te widać w wynikach otrzymanych przez modelowanie łuku. kataforeza ma bardzo znaczący wpływ na skład w spawaniu łukowym gtaw w osłonie argonu z helem [126]. schnick dowiódł, że wpływ kataforezy na dyfuzję oparów żelaza w spawaniu łukowym gmaw w argonie jest znikomy [72]. do obliczenia członu na strumień masy we wzorze (6), oprócz metody łącznych współczynników dyfuzji, użyto także innych, prostszych metod. badania te zostały opisane i porównane dla różnych sytuacji w pracy [103]. w większości tych przypadków, strumień masy oparów metalicznych został obliczony przy użyciu wzoru: (12) gdzie: – suma ułamków masowych oparów metalicznych; do wyznaczenia współczynnika dyfuzji użyto wyrażenia przybliżonego. tutaj skupimy się na zastosowaniu tych metod do dyfuzji oparów metalicznych w łukach spawalniczych. najprostszym oszacowaniem, jakim posłużono się w „przybliżeniu binarnego współczynnika dyfuzji” jest: (13) gdzie: – binarny (podwójny) współczynnik dyfuzji pomiędzy atomami oparów metalu a atomami gazu osłonowego (lub molekuł dla gazów molekularnych). podejście takie pomija wpływ jonizacji i dysocjacji molekuł i tym samym jest dokładne tylko przy temperaturze ok. 5000 k lub niższej (przy której nie występuje ani jonizacja ani dysocjacja [103]). strumień masy obliczono ze wzoru (12). 36 przegląd spawalnictwa 7/2012 rys. 10. zależność współczynnika dyfuzji od temperatury dla mieszaniny 10% oparów żelaza i 90% argonu na mol. wyniki podano dla wypadkowego współczynnika dyfuzji, dla przybliżenia binarnego współczynnika dyfuzji, przybliżenia lepkościowego oraz przybliżenia quasi-binarnego współczynnika dyfuzji fig. 10. dependence of the ordinary diffusion coefficient, on temperature for a mixture of 10% iron vapour and 90% argon by mole. results are given for the combined ordinary diffusion coefficient dx fear, the binary diffusion coefficient approximation, the viscosity approximation and the quasi-binary diffusion coefficient approximation rys. 11. zależność temperatury i udziału oparów żelaza x oraz y od odległości od anody w plazmie argon-żelazo. zależność ta pokazuje typową ścieżkę dyfuzji oparów metalicznych z (a) drutu anody w spawaniu gmaw i anody materiału roboczego (b) w gtaw fig. 11. dependence of temperature and iron vapour mole fraction x and mass fraction y on distance from the anode in an argon–iron plasma, used to represent typical metal vapour diffusion paths from (a) a gmaw wire anode and (b) a gtaw workpiece anode na rysunku 10 pokazano porównanie współczynnika dyfuzji określonego przy użyciu metody łącznego współczynnika dyfuzji oraz metod przybliżonych. współczynniki są zgodne dla temperatury poniżej 6000 k, w których występują głównie atomy argonu i żelaza. przy wyższej temperaturze ważna staje się jonizacja, a przybliżone metody stają się mniej dokładne. wpływ jonów i elektronów, które redukują współczynnik dyfuzji z powodu dużej wartość kulombowskiego przekroju czynnego, jest pomijany w przybliżeniu współczynnika dyfuzji podwójnej. przybliżenie lepkościowe, które zostało rozwinięte dla mieszanin gazów neutralnych [127], zaniża współczynnik dyfuzji, z kolei przybliżenie quasibinarne prowadzi do zawyżenia jego wartości. aby umożliwić oszacowanie dokładności różnych metod w sytuacjach związanych ze spawaniem łukowym, obliczono dyfuzyjny strumień masy dla temperatury i rozkładu koncentracji oparów żelaza typowych dla drutu anody w spawaniu gmaw, oraz blisko anody będącej materiałem roboczym w spawaniu gtaw. rozkłady są pokazane na rysunku 11. temperatura blisko anody oraz stężenie oparów żelaza są większe dla gmaw. strumienie masy oparów żelaza obliczone dla rozkładów z rysunku 11 przedstawiono na rysunku 12. metoda całkowitego łącznego współczynnika dyfuzji jest równoważna obliczeniu wieloskładnikowej dyfuzji, jeśli założono stan lte i tym samym staje się punktem odniesienia, z którym inne oszacowania są porównywane. w wysokiej temperaturze blisko drutu w spawaniu gmaw przybliżenie binarnego współczynnika dyfuzji znacznie zawyża strumień masy oparów żelaza (rys. 12a). wszystkie inne oszacowania zaniżają strumień masy; najdokładniejsza jest metoda łącznego współczynnika dyfuzji zwyczajnej stosująca gradient ułamka molowego. ułamek wagowy oraz ułamki molowe oparys. 12. strumień masy oparów żelaza w zależności od odległości dla składu i temperatury pokazanych na rysunku 11 fig. 12. mass flux of iron vapour versus distance for the composition and temperature profiles shown in figure 11 rów metalicznych są prawie identyczne, więc różnica pomiędzy tymi obliczeniami łącznych współczynników dyfuzji zwyczajnej z powodu stosunku mas pojawia się we wzorze (19). temperatura i stężenia oparów metalicznych są niższe w spawaniu gtaw, jeśli anodą jest materiał spawany. z rysunku 12b widać, że większość metod przybliżonych mieści się w zakresie czynnika 2 w porównaniu z wynikami otrzymanymi metodą łącznego współczynnika dyfuzji. jednakże wpływ ujemnych a) b) a) b) 37przegląd spawalnictwa 7/2012 gradientów ułamka molowego blisko anody nie może być brany pod uwagę w metodach, w których gradient ułamka wagowego jest używany do obliczenia dyfuzyjnego strumienia masy. strumień masy obliczony metodą łącznego współczynnika dyfuzji zwyczajnej przy użyciu gradientu ułamka molowego jest ujemny w tym obszarze. z kolei wpływ tego wyrazu na gradient temperatury we wzorze (11) pokazuje, że strumień masy obliczony przy użyciu pełnej metody łącznego współczynnika dyfuzji w tym obszarze jest dodatni. z tych przykładów można wywnioskować, że dokładne uwzględnienie dyfuzji wymaga użycia pełnej metody łącznego współczynnika dyfuzji. należy jednak zauważyć, że konwekcja jest często dominującą metodą przenoszenia oparów metalicznych w pewnych obszarach łuku, np. w centrum łuku poniżej drutu anody w spawaniu gmaw. tak więc stosowanie przybliżeń przy uwzględnieniu dyfuzji w tych obszarach może dać zadowalające wyniki. współczynniki emisji promieniowania ogólnie wiadomo, że plazmy w pierwiastkach metalicznych promieniują znacznie silniej niż w zwykłych gazach osłonowych, takich jak argon, hel, azot czy wodór. standardową metodą stosowaną w przypadku promieniowania plazm termicznych, takich jak łuki spawalnicze, jest metoda efektywnego (wypadkowego) współczynnika emisji [133]. metoda ta ma szczególną zaletę, polegającą na tym, że chłodzenie łuku w wyniku emisji promieniowania może być opisane za pomocą zależnej od temperatury pojedynczej wielkości, współczynnika emisji promieniowania u. inne metody uwzględnienia promieniowania w plazmach termicznych zostały omówione m.in. w [134]. metoda charakterystyk cząstkowych ma szczególne zalety przy modelowaniu łuków występujących np. w wyłącznikach instalacyjnych, gdzie ważne jest ilościowe określenie zarówno absorpcji, jak również emisji promieniowania. obliczenia wymaganych funkcji dla mieszanin sześciofluorku siarki oraz oparów miedzi zostały zaprezentowane przez raynala [135]. jednak w przypadku mieszanin gazów istotnych dla łuków spawalniczych, dane dotyczące efektywnego współczynnika emisji pojawiają się częściej w literaturze. obliczenie efektywnego współczynnika emisji jest trudnym zadaniem, szczególnie dla oparów metalicznych, dla których należy uwzględnić bardzo dużą liczbę linii emisyjnych. istnieje znaczna rozbieżność pomiędzy danymi opublikowanymi w literaturze. w obliczeniach założono, że plazma jest jednorodna, izotermiczna i znajduje się w stanie lte. najpierw oblicza się skład plazmy jako funkcję temperatury, ciśnienia i koncentracji różnych pierwiastków chemicznych. efektywny współczynnik emisji promieniowania jest wtedy składową wszystkich linii widmowych oraz widma ciągłego, który wymaga uwzględnienia różnych składników. w niektórych obliczeniach bierze się również pod uwagę pasmowe widma molekularne. współczynniki emisji mogą być obliczone dla plazmy optycznie cienkiej, wtedy można pominąć reabsorpcję linii promieniowania. jednak w rzeczywistości plazma o ciśnieniu atmosferycznym nie może być rozpatrywana jako optycznie cienka dla wszystkich długości fali i linii spektralnych więc przy obliczaniu współczynnika emisji, trzeba brać pod uwagę reabsorpcję, co z kolei wymaga wyznaczenia kształtu linii. opis użytych metod został podany w [133,136,137]. efektywne współczynniki emisji podane są dla danego promienia plazmy, przy modelowaniu plazmy termicznej ten promień jest równy przybliżonemu promieniowi silnie promieniującego obszaru łuku o wysokiej temperaturze. dla łuku spawalniczego wynosi on ok. 1 mm. w celu oszacowania udziału linii widmowych w efektywnym współczynniku emisji cram posłużył się uproszczoną metodą statystyczną [138]. wyniki przedstawił dla plazmy w mieszaninach argonu i oparów żelaza. zaletą tej metody jest to, że wymaga ona jedynie statystycznej próbki danych atomowych, jest jednak mniej dokładna niż inne, bardziej skomplikowane obliczenia. we wszystkich innych obliczeniach stosuje się standardowe metody, biorące pod uwagę emisję ciągłą oraz emisję dużej liczbie linii, choć istnieją oczywiście pewne różnice w danych źródłowych, ilości rozpatrywanych linii, czy metod użytych do obliczenia kształtu linii oraz innych przybliżeniach. gleizes [139] podał efektywne współczynniki emisji dla mieszanin oparów miedzi i argonu, azotu i sześciofluorku siarki oraz mieszanin oparów żelaza i argonu. essoltani w swojej pierwszej pracy [140] przedstawił dane dla mieszanin oparów żelaza i argonu, a następnie dla mieszanin oparów żelaza, argonu i wodoru [141], a także mieszanin oparów żelaza, krzemu i aluminium z argonem [142]. menart i malik [143] przedstawili wyniki dla mieszanin oparów żelaza z argonem. cressault [107] opublikował ostatnio dane dla mieszanin powietrza z oparami żelaza, miedzi i srebra. aubrecht [144] podał efektywne współczynniki emisji dla plazm termicznych z oparami wolframu i powietrza z oparami miedzi. na rysunku 13 pokazano efektywne współczynniki emisji promieniowania dla mieszanin różnych oparów metalicznych w stosunku 1% mol w plazmie argonowej. można zauważyć, że obecność zaledwie 1% oparów metalicznych znacznie zwiększa emisję promieniowania przy wszystkich wartościach temperatury. najsilniejsza jest emisja z oparów żelaza. emisja promieniowania z lżejszych metali, takich jak aluminium i krzem, jest znacznie słabsza z powodu niewielu linii. w części 1 artykułu wspomniano, że obserwowany spadek temperatury na osi spowodowany obecnością oparów metalicznych w spawaniu gmaw był znacznie mniejszy dla aluminium niż dla oparów żelaza. jest to prawdopodobniej konsekwencją słabszej emisji promieniowania z lżejszego metalu. 38 przegląd spawalnictwa 7/2012 rys. 13. porównanie efektywnych współczynników emisji dla mieszanin argonu z 1% na mol oparów żelaza, miedzi, aluminium i krzemu oraz czystego argonu. promień plazmy wynosi 1 mm. dane przytoczono z [139, 142] fig. 13. comparison of the net emission coefficients for mixtures of argon with 1% by mole of iron, copper, aluminium and silicon vapours, and pure argon. the plasma radius is 1 mm. data are from [139, 142] rys. 14. porównanie efektywnych współczynników emisji dla 100% oparów żelaza przy różnych promieniach plazmy. dane z pracy essoltani [142] fig. 14. comparison of net emission coefficients for 100% iron vapour, for different plasma radii. data are from essoltani et al [142] rys. 15. porównanie efektywnych współczynników emisji dla 100% oparów żelaza w promieniu plazmy wynoszącym 1 mm. dane zaczerpnięto z prac [107, 138, 142, 143, 145] fig. 15. comparison of net emission coefficients for 100% iron vapour for a plasma radius of 1 mm. data are from [107, 138, 142, 143, 145] essoltani [142] nie przedstawił danych dla miedzi, więc dane dla mieszaniny argonu i miedzi zostały zaczerpnięte z pracy gleizesa [139]. aby umożliwić lepsze porównanie pomiędzy różnymi metalami, dane dla mieszaniny argonu z żelazem przytoczone z pracy gleizesa również zostały przedstawione na rysunku 13. można zauważyć, że emisja z mieszaniny argonmiedź jest słabsza niż obliczone przez obydwu autorów dla mieszaniny argon-żelazo. współczynniki emisji żelaza określone przez gleizesa są mniejsze niż wyokreślone przez essoltaniego. może to sugerować, że metody użyte przez essoltaniego dają większe współczynniki emisji dla mieszaniny argon-miedź niż podane przez gleizesa. zatem, wydaje się prawdopodobne, że emisja z miedzi jest silniejsza niż z aluminium. cressault zauważył, że emisja z oparów żelaza była silniejsza niż emisja z oparów miedzi, która z kolei była silniejsza od emisji z oparów srebra [107]. potwierdzono to zarówno dla oparów czystego metalu, jak i ich mieszaniny z powietrzem. obliczenia aubrechta [144] dla mieszanin z powietrzem wskazują, że emisja z oparów miedzi jest silniejsza niż z oparów wolframu w temperaturze powyżej 12 500 k, ale słabsza w niższej temperaturze. rysunek 14 przedstawia wpływ długości absorbcji na efektywny współczynnik emisji oparów żelaza. wraz ze wszystkimi omówionymi powyżej oparami metali, absorpcja jest bardzo silna w początkowym 1 mm, a powyżej tego promienia jest znacznie mniejsza. jak wspomniano, w przypadku łuków spawalniczych zazwyczaj dla efektywnego współczynnika emisji wybiera się promień absorbcji 1 mm. wybór większego promienia nie powoduje jednak większej różnicy w obliczeniach. na rysunku 15 pokazano porównanie efektywnych współczynników emisji dla plazmy z oparami żelaza obliczonymi przez różnych badaczy. wyniki crama [138] zostały uzyskane za pomocą przybliżonej metody statystycznej i są znacznie wyższe niż inne (mimo że dane crama dla argonu, przedstawione w tej samej pracy, są zgodne z większością innych wartości dla tego gazu). wyniki menarta i malika [143] oraz cressaulta [107] są w miarę zgodne, z kolei wyniki aubrechta [145] wykazują podobną zależność temperaturową, ale są nieco mniejsze. wyniki uzyskane przez essoltaniego [142] zgadzają się z danymi menarta i malika oraz cressaulta przy temperaturze dochodzącej do 11 000 k, ale są znacznie niższe w wyższej temperaturze. dane aubrechta nie zostały opublikowane, ale wyliczono je za pomocą metod podobnych do użytych w innych pracach [144, 146, 147]. przy modelowaniu obliczeniowym wymagana jest znajomość współczynników emisji promieniowej dla szerokiego zakresu koncentracji oparów metali. dane takie są zazwyczaj niedostępne, więc trzeba zastosować metodę interpolacji. cressault pokazał, że prosta liniowa interpolacja oparta na ułamku molowym oparów metali daje satysfakcjonujące wyniki [128]. 39przegląd spawalnictwa 7/2012 schnick [72] przedstawił analizę wpływu efektywnych współczynników emisji promienistej wybranych przy modelowaniu łuku spawalniczego gmaw. koncentracja wagowa oparów żelaza wynosi 50-100% na osi łuku, co skutkuje temperaturowym minimum dla wszystkich przeanalizowanych zestawów efektywnych współczynników emisji. temperatura na osi łuku przy 250 a jest silnie uzależniona od wyboru efektywnych współczynników emisji. dla danych aubrechta z promieniem absorpcji wynoszącym 1 mm temperatura mierzona 1,5 mm powyżej materiału roboczego wynosiła ok. 9000 k, a dla tych samych danych menarta i malika – temperatura wynosiła ok. 7000 k. dla współczynników emisji obliczonych przez aubrechta, menartaa i malika oraz crama przy zerowej absorpcji, temperatura na osi spadła do ok. 4000 k. bez wątpienia dokładne wartości efektywnych współczynników emisji są ważne w modelowaniu łuków w obecności oparów metalicznych. iwao badał wpływ reabsorpcji promieniowania w łuku spawalniczym gtaw [148]. absorpcja promieniowania z czubka i dwóch stron każdej komórki obliczeniowej została obliczona przy użyciu współczynnika absorpcji dla mieszaniny argonu i oparów żelaza. absorpcja promieniowania doprowadziła do znaczących zmian, włączając w to podgrzewanie łuku w obszarach o wysokiej koncentracji oparów metalicznych i szerszy profil temperatury łuku. należy jednak zauważyć, że metoda pomijająca zależność absorpcji od długości fal jest jedynie przybliżona i może prowadzić do błędnych wyników. obliczenie szybkości powstawania oparów metalicznych dokładne określenie szybkości parowania oparów metalicznych z obszarów elektrody oraz innych powierzchni metalicznych, takich jak krople w przypadku gmaw, jest istotne w określeniu wpływu oparów metalicznych na łuk. koncentracja równomierna najprostszym przybliżeniem jest założenie, że koncentracja oparów jest równomierna w całym obszarze plazmy. ze względu na to, że stężenie oparów będzie rosło z czasem, a obliczenia dotyczą stanu ustalonego, nie istnieje rzeczywiste powiązanie pomiędzy koncentracją oparów a szybkością odparowywania. metoda, którą posłużyli się gu [109] oraz tashiro [149], jest przydatna jedynie do ogólnego oszacowania wpływu oparów metali. stała szybkość odparowywania kolejnym prostym oszacowaniem jest założenie stałej szybkości parowania z określonego obszaru elektrody. tą metodą posłużył się schnick w modelowaniu łuku gmaw [72, 150]. szybkość parowania została podana jako procent szybkości podawania drutu, a wybrane szerokość zostały uzasadnione przez odniesienie do danych eksperymentalnych. szybkość parowania występuje jako wyraz źródłowy sm we wzorze (6) (otrzymane właściwe jednostki dzieli się przez szerokość sąsiedniej powierzchni). ten sam źródłowy element powinien być także zawarty w równaniu na ciągłość masy (1). metoda ta nie jest ogólne przyjęte i wymaga pewnych wyborów dotyczy elektrod, z których wydostają się opary. niemniej jednak, jeśli szybkość parowania jest potwierdzona eksperymentalnie, metoda powinna przynieść sensowne wyniki. metoda strumienia energii celem tej metody, powszechnie stosowanej przy powstawaniu oparów oczyszczających, jest określenie strumienia masy oparów jako stosunku strumienia ciepła qinc docierającego do powierzchni metalu oraz entalpii koniecznej do odparowania metalu h: jvap = qinc / htot (20) podobnie jak w metodzie stałej szybkości odparowania, ta metoda zawiera człon źródłowy we wzorze (6). metoda ta pomija chłodzenie metalu przez przewodnictwo cieplne, a zatem nadaje się jedynie do przypadku, gdy występuje bardzo duży strumień energii, który prowadzi do gwałtownego odparowywania. z tego powodu nie jest ona stosowana w modelowaniu łuków spawalniczych, ale raczej w modelowaniu wyłączników instalacyjnych [15, 16, 18] oraz w oczyszczaniu polimeru [151, 152]. zazwyczaj zakłada się, że nie występują żadne obszary ciekłe z materiałem usuniętym bezpośrednio ze stanu stałego, więc htot będzie zawierał zarówno utajone ciepło topnienia, jak i parowania. pracowano nad ulepszeniem tej metody w związku z erozją katod łuku próżniowego [153] i plazmowej ablacji polimerów [154, 155]. metody te nie zostały zastosowane w obliczeniach koncentracji oparów metalicznych w łukach spawalniczych, ale można by posłużyć się nimi do polepszenia metod opisanych w następnym podrozdziale. metody ciśnienia oparów prawdopodobnie najszerzej stosowaną metodą służącą do określenia szybkości parowania oparów metalicznych jest metoda polegająca na obliczeniu ciśnienia oparów metalicznych pvap na granicy pomiędzy 40 przegląd spawalnictwa 7/2012 plazmą a ciekłym metalem wg równania clausiusaclapeyrona: (21) gdzie: patm – ciśnienie atmosferyczne, hvap – molowe ciepło parowania, t1 – temperatura ciekłego metalu, tb – temperatura wrzenia metalu przy ciśnieniu atmosferycznym, r – stała gazowa. zastosowano dwa sposoby uwzględnienia ciśnienia oparów w obliczeniach. najczęściej stosowaną metodą jest zapewnienie warunków granicznych dla ułamka masowego oparów metalicznych na granicy, danego wzorem: (22) gdzie: mm – masa molowa metalu, mg – masa molowa gazu plazmy [63,156÷161]. druga metoda polega na zastosowaniu równania hertza-knudsena-langmuira do obliczenia strumienia masy związanego z ciśnieniem oparów, a następnie zastosowaniu jego wyniku jako członu źródłowego sm we wzorze (6) (po podzieleniu przez szerokość objętości kontrolnej sąsiadującej z powierzchnią, by otrzymać właściwe jednostki). w najprostszej postaci zapisane jest to wzorem: (23) gdzie: mm – masa atomów oparów. tą metodą posłużył się haidar [162]. w bardziej skomplikowanym sformułowaniu (24) bierze się pod uwagę ciśnienie i temperaturę daleko od powierzchni oraz współczynnik odparowywania σe oraz współczynnik kondensacji σc, który może wynosić mniej niż jeden [163]. jednak takie sformułowanie nie było stosowane dla łuków spawalniczych. jednym z powodów jest założenie, że σc zmniejsza się pod wpływem przepływu z dala od powierzchni [164]. ten przepływ jest szczególnie silny blisko elektrody w łukach spawalniczych gmaw. ponadto, kwestią sporną jest również, czy szybkość odparowywania zmniejsza się poniżej poziomu danego wzorem (23) [165]. jeśli tak jest, to zmniejszy się także chłodzenie związane z odparowywaniem kropli powstających na elektrodzie. mogłoby to zwiększyć temperaturę kropli powyżej punktu wrzenia, prowadząc do wręcz wybuchowego parowania, które zrekompensowałoby redukcję. jak wspomniano, możliwe jest rozwinięcie jeszcze lepszych metod niż użytych w odniesieniu do ablacji polimerów. w metodach tych obliczono strumienie oparów, biorąc pod uwagę obszar izolujący przyległy do ciała stałego. w metodzie różniącej się od innych opisanych w literaturze, gu [131, 166] traktował transport oparów krzemu z jeziorka spawalniczego jako tzw. zagadnienie stefana, biorąc pod uwagę dyfuzję oparów przez zastygłą gazowo-obojętną powłokę. innym możliwym podejściem, mającym zastosowanie w przypadkach, gdy temperatura ciekłego metalu jest bliska punktu wrzenia, jest obliczenie szybkości parowania przez przyrównanie jvaphvapmm do wypadkowego strumienia ciepła dochodzącego do powierzchni ciekłego metalu [167]. haidar podkreślił, jak istotne jest zawarcie członu źródłowego sm w równaniu na zachowanie masy [162]. jest to ważne, ponieważ dzięki temu można wziąć pod uwagę wpływ powstawania oparów na przepływ w plazmie. w równaniu na energię jest potrzebny odpowiednik wyrazu źródłowego dla entalpii. metoda oparta na warunkach granicznych ułamka masowego (22) nie uwzględnia tych skutków i tym samym prawdopodobne zaniża prędkości w kierunku od źródła oparów oraz zaniża entalpię dostarczaną przez opary. będzie to istotne dla dużych strumieni oparów, takich jakie pojawiają się w spawaniu gmaw (część 3 artykułu). w przypadku spawania gtaw, gdzie szybkości odparowywania są mniejsze, skutki też będą mniejsze, a metoda warunków granicznych prawdopodobnie będzie w miarę dokładna. zastosowanie równania clausiusa-clapeyrona w zasadzie jest ulepszeniem wprowadzonym do metody stałej szybkości odparowywania. pozwala to na przeprowadzenie obliczenia koncentracji oparów metalicznych, włączając w to jej zależność od pozycji na granicy pomiędzy plazmą a ciekłym metalem. jednak z tego powodu, że ciśnienie oparów bardzo silnie zależy od temperatury, konieczne staje się dokładne określenie temperatury powierzchni ciekłego metalu, co nie jest proste. w literaturze opisane są różne metody traktowania anody w spawaniu gtaw, o różnym stopniu skomplikowania – poczynając od zwykłych oszacowań [156÷158], przez obliczenia pomijające topnienie elektrody [159], aż po samouzgadniające obliczenia uwzględniające przepływ w stopionym obszarze elektrody [160]. kierunek przepływu ciekłego metalu w anodzie ma duży wpływ na kształt ciekłego jeziorka i może prowadzić do spłycenia jeziorka o względnie dużej powierzchni lub do jego pogłębienia przy mniejszej powierzchni. jest to określone przez takie czynniki, jak: napięcie powierzchniowe ciekłego metalu, a w szczególności jego zależność od temperatury oraz gęstość prądu na powierzchni jeziorka [5]. zatem w miarę dokładny model przepływu jeziorka jest warunkiem koniecznym do dokładnego obliczenia temperatury powierzchni i tym samym szybkości odparowywania metalu. 41przegląd spawalnictwa 7/2012 literatura [2] murphy a. b., tanaka m., tashiro s., sato t., lowke j. j.: a computational investigation of the effectiveness of different shielding gas mixtures for arc welding, j. phys. d: appl. phys. 42 115205 (2009). [18] nielsen t., kaddani a., zahrai s.: modelling evaporating metal droplets in ablation controlled electric arcs, j. phys. d: appl. phys. 34 2022-31 (2001). [19] yang f., rong m., wu y., murphy a. b., pei j., wang l., liu z., liu y.: numerical analysis of the influence of splitter-plate erosion on an air arc in the quenching chamber of a low-voltage circuit breaker, j. phys. d: appl. phys. 43 434011 (2010). [36] rat v., murphy a. b., aubreton j., elchinger m-f., fauchais p.: treatment of non-equilibrium phenomena in thermal plasma flows, j. phys. d: appl. phys. 41 183001 (2008). [72] schnick m., fssel u., hertel m., haessler m., spille-kohoff a., murphy a. b.: modelling of gas-metal arc welding taking into account metal vapour, j. phys. d: appl. phys. 43 434008 (2010). [84] murphy a. b.: thermal plasmas in gas mixtures, j. phys. d: appl. phys. 34 r151-73 (2001). [85] chen x.: personal communication (2005). [86] patankar s. v.: numerical heat transfer and fluid flow, washington. dc: hemisphere (1980). [87] boulos m i., fauchais p., pfender e.: thermal plasmas: fundamentals and applications, vol. l. new york: plenum, (1994). [88] chase m. w. jr., davies c. a., downey j. r. jr., frurip d. j., mcdonald r. a., syverud a. n.: janaf thermochemical tables 3rd edn., j. phys. chem. ref. data 14 suppl. l (1985). [89] hirschfelder j. o., curtiss c. f., bird r. b.: molecular theory of gases and liquids 2nd edn., new york: wiley (1964). [90] murphy a. b., arundell c. j.: transport coefficients of argon, nitrogen, oxygen, argon-nitrogen, and argon-oxygen plasmas, plasma chem. plasma. process. 14 451-90 (1994). [91] colombo v., ghedini e., sanibondi p.: thermodynamic and transport properties in non-equilibrium argon, oxygen and nitrogen thermal plasmas, prog. nuci. energy 50 921-33 (2008). [92] murphy a. b.: transport coefficients of air, argon-air, nitrogen-air, and oxygen-air plasmas, plasma chem. plasma process. 15 279-307 (1995). [93] capitelli m., colonna g., gorse c., d’angola a.: transport properties of high temperature air in local thermodynamic equilibrium, eur. phys. j.d 11 279-89 (2000). [94] murphy a. b.: transport coefficients of helium and argonhelium plasmas, ieee trans. plasma sci. 25 809-14 (1997). [95] murphy a. b.: transport coefficients of hydrogen and argon-hydrogen plasmas, plasma chem. plasma process. 20 279-97 (2000). [96] colombo v., ghedini e., sanibondi p.: two-temperature thermodynamic and transport properties of argon-hydrogen and nitrogen-hydrogen plasmas, j. phys. d: appl. phys. 42 055213 (2009). [97] aubreton a., elchinger m. f.: transport properties in non-equilibrium argon, copper and argon-copper thermal plasmas, j.phys. d: appl. phys. 36 1798-805 (2003) [98] andr p., bussire w., rochette d.: transport coefficients of ag-sio2 plasmas, plasma chem. plasma process. 27 381403 (2007). [99] hulburt h. m., hirschfelder j. o.: potential energy functions for diatomic molecules, j. chem. phys. 9 61-9 (1941). [100] hulburt h. m., hirschfelder j. o.: correction, j. chem. phys. 35 1901 (1961). [101] rainwater j. c., holland p. m., biolsi l.: binary collision dynamics and numerical evaluation of dilute gas-transport properties for potentials with multiple extrema, j. chem. phys. 77 434-47 (1982). [102] mostaghimi-tehrani j., pfender e.: effects of metal vapor on the properties of an argon arc plasma, plasma chem. plasma process. 4 129-39 (1984). [103] murphy a. b.: a comparison of treatments of diffusion in thermal plasmas, j. phys. d: appl. phys. 29 1922-32 (1996) [104] cressault y., gleizes a.: thermodynamic properties and transport coefficients in ar – h2 cu plasmas, j. phys. d: appl. phys. 37 560-72 (2004). [105] hoffmann t., baldea g., riedel u.: therrnodynamics and transport properties of metal/inert-gas mixtures used for arc welding, proc. combust. inst. 32 3207-14 (2009). powierzchnia jeziorka. większość modeli gtaw zakłada, że jest płaska natomiast w rzeczywistości zazwyczaj jest ona zaokrąglona z powodu wpływu ciśnienia łuku i napięcia powierzchniowego ciekłego metalu. takie błędne założenie, może mieć także wpływ na przepływ w jeziorku, a także na położenie i właściwości obrazu łuku do anody [168]. określenie zdeformowanej powierzchni można przeprowadzić przy użyciu tzw. metody objętości płynu (ang. volume-of-fluid) [169] lub metod, którymi wyznacza się kształt powierzchni równowagowej, biorąc pod uwagę różne siły [170, 171]. obie metody posłużyły do określenia profilu powierzchni jeziorka w spawaniu gtaw, ale zazwyczaj tylko w modelach, których obszar obliczeniowy nie zawierał łuku i nie brano pod uwagę powstawania oparów metalicznych [172, 173]. przy obliczaniu temperatury powierzchni anody trzeba również wziąć pod uwagę utajone ciepło parowania. należy także uwzględnić utajone ciepło syntezy, które będzie miało wpływ na granicę pomiędzy ciekłym a stałym obszarem anody; standardowym podejściem jest metoda zastosowana przez vollera i prakasha [174]. w przypadku gmaw, większość oparów metalu wydobywa się z drutu anody i kropli. w przypadku gtaw konieczne są obliczenia dla anody, w których bierze się pod uwagę strumień ciepła pomiędzy metalem a plazmą, utajone ciepło parowania oraz utajone ciepło łączenia na granicy pomiędzy obszarami stopionym i stałym. pełne obliczenia wymagałyby śledzenia zmian w kształcie anody, kiedy krople powstają i odrywają się oraz ich ruchu przez łuk. udało się osiągnąć pewien sukces, używając metody volume-of-fluid [175÷179], ale w żadnym z tych przypadków nie uwzględniano wpływu oparów metalicznych [162]. haidar, stosując metodę volume-of-fluid określił kształt anody, który następnie stał się punktem wyjścia do obliczeń dotyczących oparów metalicznych, ale obliczenia te niezostały potwierdzone. 42 przegląd spawalnictwa 7/2012 [106] rapp d., francis w. e.: charge exchange between gaseous atoms and ions, j. chem. phys. 37 2631-45 (1962). [107] cressault y., hannachi r., teulet p., gleizes a., gonnet j-p., battandier j-y.: influence of metallic vapours on the properties of air thermal plasmas, plasma sources sci. technol. 17 035016 (2008). [108] dunn g. j., eagar t. w.: metal vapors in gas tungsten arcs: ii. theoretical calculations of transport properties, metall. trans. a 17 1865-71 (1986). [109] gu l., arntsberg a . e., bakken j. a.: the influence of silicon vapour on the transport coefficients and the arc behaviour in an argon plasma, proc. 10th int. symp. plasma chemistry ed u ehlemann et al paper 1.1-6, bochum, germany, 4-9 august 1991. [110] abdelhakim h., dinguirard j. p., vacquie s.: the influence of copper vapour on the transport coefficients in a nitrogen arc plasma, j. phys. d: appl. phys. 13 1427-38 (1980). [111] dassanayake m. s., etemadi k.: thermodynamic and transport properties of an aluminium-nitrogen plasma mixture, j. appl. phys. 66 5240-4 (1989). [112] cherny g. g., losev s.a., macheret s. o., potapkin b.: physical and chemical processes in gas dynamics: cross sections and rate constants vol. l, reston, va: aiaa (2002). [113] witko m., beckmann h. o.: ab initio mrd ci calculations for ground and excited-states of cu2 molecule, mol. phys. 47 945-57 (1982). [114] chervy b., dupont o., gleizes a., kenek p.: the influence of the cross section the electron-copper atom collision on the electrical conductivity of ar-cu and sf6-cu plasmas, j. phys. d: appl. phys. 28 2060-6 (1995). [115] scheibner k. f., hazi a. u., henry r. j.: 15th int. conf. physics of electronic and atomic collisions (brighton, uk) ed. j. geddes et al. (amsterdam: north-holland) (1987). [116] trajmar s., williams w., srivastava s. k.: electron impact cross-sections for cu atoms, j. phys. b: at. mol. phys. 10 3323-33 (1977). [117] scheibner k. f., hazi a. u., henry r. j. w.: electron-impact excitation cross sections for transitions in atomic copper, phys. rev. a 35 4869-72 (1987). [118] devoto r.s.: transport properties of ionized monatomic gases, phys. fluids 9 1230-40 (1966). [119] murphy a. b.: diffusion in equilibrium mixtures of ionized gases phys. rev. e 48 3594-603 (1993). [120] murphy a. b. treatments of diffusion in thermal plasmas high. temp. mater. process. 4 1-20 (2000). [121] murphy a. b.: combined diffusion coefficients in equilibrium mixtures of dissociating gases, j. chem. phys. 99 1340-3 (1993). [122] murphy a. b.: erratum. diffusion in equilibrium mixtures of ionized gases [ phys. rev. e 48, 3594 (1993)], phys. rev. e 50 5145-6 (1994). [123] zhang j. l., yan j. d., murphy a .b., hali m., fang m. t. c.: computational investigation of arc behavior in an auto-expansion circuit breaker contaminated by ablated nozzle vapour, ieee trans. plasma sci. 30 706-19 (2002). [124] cressault y., gleizes a .: calculation of diffusion coefficients in air–metal thermal plasmas, j.. phys. d: appl. phys. 43 434006 (2010). [125] rat v., aubreton j., elchinger m. f., fauchais p., murphy a. b.: diffusion in two-temperature thermal plasmas, phys. rev. e 66 056407 (2002). [126] murphy a. b.: cataphoresis in electric arcs, j. phys. d: appl. phys. 31 3383-90 (1998). [127] wilke c. r.: a viscosity equation for gas mixtures, j. chem. phys. 18 517-9 (1950). [128] cressault y., teulet p., gleizes a.: thermal plasma properties in gas or gas-vapour mixtures, proc. 17th int. conf. on gas discharges and their applications (cardiff, uk, 7-12 september 2008) ed. j. e. jones (cardiff: gd2008 local organizing committee) str. 149-52 (2008). [129] gu l., jensen r., arntsberg a.e., bakken j. a.: study on silicon vapour contaminated argon arcs and the metal pools, proc. 11th int. symp. plasma chemistry (loughborough, uk, 22-27 august 1993) ed. j. e. harry str. 222-7(1993). [130] bakken j. a.: modelling of fluid flow, heat transfer and diffusion in arcs, j. high temp. chem. process. 3 677-88 (1994). [131] gu l., bakken j. a.: mass, heat and momentum transfer at the plasma-metal pool interphase in a plasma arc reactor, heat and mass transfer under plasma conditions, proc. int. symp. (cesme, turkey, 1994) ed. p. fauchais et al (new york: begell house) str. 289-97 (1955). [132] ma q., rong m., murphy a. b., wu y., xu t., yang f.: simulation and experimental study of arc motion in a low-voltage circuit breaker considering wall ablation, ieice trans. electron. e91-c 1240-8 (2008). [133] lowke j. j.: predictions of arc temperature profiles using approximate emission coefficients for radiation losses, j. quant. spectrosc. radiat. transfer 14 111-22 (1974). [134] murphy a .b., boulos m. i., colombo v., fauchais p., ghedini e., gleizes a., mostaghimi j., proulx p., schram d. c.: advanced thermal plasma modelling, high temp. mater. process. 12 255-336 (2008). [135] raynal g., vergne p. j., gleizes a.: radiative transfer in sf6 and sf6-cu arcs, j. phys. d: appl. phys. 28 508-15 (1955). [136] liebermann r.w., lowke j. j.: radiation emission coefficients for sulfur hexafluoride arc plasmas, j. quant. spectrosc. radiat. transfer 16 253-64 (1976). [137] gleizes a., rahmani b., gonzalez j. j., liani b.: calculation of net emission coefficient in n2, sf6 and sf6-n2 arc plasmas, j. phys. d: appl. phys. 24 1300-9 (1991). [138] cram l. e.: statistical evaluation of radiative power losses from thermal plasmas due to spectral lines, j. phys. d: appl. phys. 18 401-11 (1985). [139] gleizes a., gonzalez j. j., liani b., raynal g.: calculation of net emission coefficient of thermal plasmas in mixtures of gas with metallic vapour, j. phys. d: appl. phys. 26 1921-7 (1993). [140] essoltani a., proulx p., boulos m. i., gleizes a.: radiation and self-absorption in argon-iron plasmas at atmosphericpressure, j. anal. at. spectrom. 5 543-7 (1990). [141] essoltani a, proulx p, boulos m i oraz gleizes a 1994 effect of the presence of iron vapors on the volumetric emission of ar/fe and ar/fe/h2 plasmas plasma chem. plasma process. 14 301-15. [142] essoltani a., proulx p., boulos m. i., gleizes a.: volumetric emission of argon plasmas in the presence of vapors of fe, si and al, plasma chem. plasma process. 14 437-50 (1994). [143] menart j., malik s.: net emission coefficients for argon-iron thermal plasmas, j. phys. d: appl. phys.35 867-74 (2002). [144] aubrecht v., bartlova m., coufal o.: radiative emission from air thermal plasmas with vapour of cu or w, j. phys. d: appl. phys. 43 434007 (2010). [145] aubrecht v.: personal communication (2010). [146] aubrecht v., gross b.: net emission coefficients of radiation in sf6 arc plasmas, j. phys. d: appl. phys. 27 95-100 (1994). [147] aubrecht v., bartlova m.: net emission coefficients of radiation in air and sf6 thermal plasmas, plasma chem. plasma process. 29 131-47 (2009). [148] iwao t., mori y., okubo m., sakai t., tashiro s., tanaka m., yumoto m.: modelling of metal vapor in pulse tig including influence of self-absorption, j. phys. d: appl. phys. 43 434010 (2010). [149] tashiro s., tanaka m., nakata k., iwao t., koshiishi f., suzuki k., yamazaki k.: plasma properties of helium gas tungsten arc with metal vapour, sci. technol. weld. join. 12 202-7 (2007). 43przegląd spawalnictwa 7/2012 [150] schnick m., fssel u., hertel m., spille-kohoff a., murphy a. b.: metal vapour causes a central minimumin arc temperature in gas-metal arc welding through increased radiative emission, j. phys. d: appl. phys. 43 022001(2010). [151] kovitya p., lowke j. j.: theoretical predictions of ablation-stabilised arcs confined in cylindrical tubes, j. phys. d: appl. phys. 17 1197-212 (1984). [152] li r., li x., jia s., murphy a. b.: study of different models of the wall ablation process in a capillary discharge, ieee trans. plasma sci. 38 1033-41 (2010). [153] beilis i. i.: parameters of the kinetic layer of arc-discharge cathode region, ieee trans. plasma sci. 13 288-90 (1985). [154] keidar m., boyd i. d., beilis i. i.: on the model of teflon ablation in an ablation-controlled discharge, j. phys.d: appl. phys. 34 1675-7 (2001). [155] zaghloul m. r.: on the vaporization of teflon and heated compound-materials in ablation-controlled arcs, j. appl. phys. 95 3339-43 (2004). [156] menart j., lin l.: numerical study of a free burning argon arc with copper contamination from the anode, plasma chem. plasma process. 19 153-70 (1999). [157] zhao g. y., dassanayabe m., etemadi k.: numerical simulation of a free-burning argon arc with copper evaporation from the anode, plasma chem. plasma process. 10 87-99 (1990). [158] lago f. gonzalez j. j., freton p., gleizes a.: a numerical modelling of an electric arc and its interaction with the anode: i. the two-dimensional model, j. phys. d: appl. phys. 37 883-97 (2004). [159] gonzalez j. j., gleizes a., proulx p., boulos m.: mathematical modelling of a free-burning arc in the presence of metal vapor, j. appl. phys. 74 3065-70 (1993). [160] yamamoto k., tanaka m., tashiro s., nakata k., yamazaki k.,yamamoto e., suzuki k., murphy a. b.: metal vapour behaviour in thermal plasma of gas tungsten arcs during welding, sci. technol. weld. join. 13 566-72 (2008). [161] yamamoto k., tanaka m., tashiro s., nakata k., yamazaki k., yamamoto e., suzuki k., murphy a. b.: numerical simulation of metal vapor behavior in arc plasma, surf. coat. technol. 202 5302-5 (2008). [162] haidar j.: the dynamic effects of metal vapour in gas metal arc welding, j. phys. d: appl. phys. 43 165204 (2010). [163] barrett j., clement c.: kinetic evaporation and condensation rates and their coefficients, j. colloid interface sci. 150 352-64 (1992). [164] cordes c., rudolph b-e., cammenga h. k.: massen-und wärmetransport bei der verdampfung flüssiger metalle z., metallk. 62 326-8 (1971). [165] haidar j.: an analysis of heat transfer and fume production in gas metal arc welding. iii., j. appl. phys.85 3448-59 (1999). [166] gu l., arntsberg a. e., bakken j. a.: dc arc behaviour in mixtures of argon and metal (si) vapour from a liquid metal anode, j. high temp. chem. process. 1 (suplement do nr. 3) 350-7 (1992). [167] lowke j. j.: personal communication (2010). [168] murphy a .b., tanaka m., yamamoto k., tashiro s., sato t., lowke j. j.: modelling of thermal plasmas for arc welding: the role of shielding gas properties and of metal vapour, j. phys. d: appl. phys. 42 194006 (2009). [169] hirt c. w., nichols b. d.: volume of fluid (vof) method for the dynamics of free boundaries, j. comput. phys. 39 20125 (1981). [170] kim j-w., na s-j.: a study on the effect of contact tube-toworkpiece distance on weld pool shape in gas metal arc welding, weld. j. 74 141-52s (1995). [171] wu c. s., chen j., zhang y. m.: numerical analysis of both frontand back-side deformation of fully-penetrated gtaw weld pool surfaces, comput. mater. sci. 39 635-42 (2007). [172] ko s., farson d., choi s., yoo c. d.: mathematical modeling of the dynamic behavior of gas tungsten arc weld pools, metall. mater. trans. b: process metall. mater. process. sci. 31 1465-73 (2000). [173] fan h. g., tsai h. l., na s. j.: heat transfer and fluid flow in a partially or fully penetrated weld pool in gas tungsten arc welding, int. j. heat mass transfer 44 417-28 (2001). [174] voller v. r., prakash c.: a fixed grid numerical modelling methodology for convection-diffusion mushy region phasechange problems, int. j. heat mass transfer 30 1709-19 (1987). część 1 artykułu opublikowano w numerze 1/2012 przeglądu spawalnictwa (str. 18-29). część 3 artykułu zostanie opublikowana w późniejszym numerze miesięcznika. artykuł za zgodą autora i redakcji został przedrukowany z journal of physics d: aplied physics vol. 43 (2010) str 1-31 (6 rozdziałów) 434001 (31pp ) http://iopscience.iop.org/0022-3727/43/43/434001/ prawa autorskie do artykułu posiada wydawca iop publishing ltd, dirac house, temper back, bristol, bs1 6be z języka angielskiego tłumaczyła aleksandra pytel. korekta tłumaczenia mgr witold zawadzki (uniwersytet jagielloński). w następnym numerze ryszard pakos kwalifikowanie technologii spawania prętów do zbrojenia betonu ryszard pakos wpływ metody cięcia na właściwości stalowej krawędzi ciętej marzena m. lachowicz odporność korozyjna połączeń spawanych wykonanych na stopie aw 7020 jacek słania, kamila sołtys wpływ promieniowania rozproszonego na jakość obrazu na radiogramie ps 001 2016 www.pdf 147przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 binarna analiza obrazów z tomografii ultradźwiękowej binary analysis of the ct images mgr inż. małgorzata głąb; dr hab. inż. krzysztof schabowicz – politechnika wrocławska. autor korespondencyjny/corresponding author: k.schabowicz@pwr.edu.pl streszczenie w artykule przedstawiono możliwość binarnej analizy obrazu uzyskanego z tomografu ultradźwiękowego dla badanych elementów betonowych dostępnych jednostronnie. pokazano jak wygląda „obróbka” danych cyfrowych i ich wizualizacja w postaci zobrazowań, które podlegają dalszej analizie. przeprowadzona w ten sposób analiza stwarza wiele możliwości dokładniejszej interpretacji otrzymanych wyników badań, na przykład poprzez zbudowanie histogramu w 3d przedstawiającego obraz w postaci funkcji jasności. w pracy przedstawiono jedynie kilka z wielu możliwych operacji, jakich można dokonać przy użyciu programu wolfram mathematica do binarnej analizy obrazu z tomografii ultradźwiękowej elementów betonowych dostępnych jednostronnie i stały się one przyczynkiem do dalszych badań. słowa kluczowe: badania nieniszczące; ultradźwięki; analiza obrazów abstract the article presents the possibility of a binary image analysis obtained with ultrasound tomography for tested concrete elements available unilaterally. it shows how looks the “processing” of digital data and their visualization as images which are subject to further analysis. the analysis carried out in this way creates many possibilities for more accurate interpretation of the obtained results, for example by constructing a histogram in 3d representing the image as a function of brightness. this paper presents only a few of the many possible operations that can be made by using wolfram mathematica to binary image analysis of ultrasonic tomography of concrete elements available unilaterally and they became a contribution to the further research.   keywords:  non-destructive testing; ultrasound; analysis of the ct images wstęp metoda tomografii ultradźwiękowej jest jedną z najnowszych metod akustycznych wykorzystywana do badań nieniszczących elementów betonowych dostępnych jednostronnie. zobrazowania uzyskane za pomocą tomografu ultradźwiękowego dostarczają informacji na temat wnętrza badanego elementu betonowego dostępnego jednostronnie, w szczególności o wadach materiałowych w nim występujących. urządzenie to pozwala na uzyskanie barwnego obrazu (zobrazowań), który pokazuje ewentualne, istniejące nieciągłości we wnętrzu elementu w postaci np. pęknięć, wtrąceń, czy pustek powietrznych. niezwykle ważna w przebiegu badań jest prawidłowa interpretacja uzyskanych zobrazowań i ich analiza [1-4]. stąd nadal trwają prace i poszukiwane są metody dokładniejszej analizy tych zobrazowań. przeprowadzone badania, otrzymane  wyniki i ich analiza badania przeprowadzono na trzech elementach betonowych przy użyciu tomografu ultradźwiękowego mira a1040, co pokazano na rysunku 1. tomograf składa się z 48 punktowych głowic ultradźwiękowych z zastosowaniem suchego kontaktu. częstotliwość generowanych fal ultradźwiękowych to 50 khz. małgorzata głąb, krzysztof schabowicz przeglad welding technology review na każdym elemencie betonowym zaznaczono siatkę pomiarową, po 300 punktów pomiarowych (rys. 1c). w wyniku przeprowadzonych badań, w sposób pokazany na rysunku 1d, uzyskano dla każdego punktu pomiarowego cztery następujące pliki danych cyfrowych: plik z obrazem (mapa bitowa), plik *.bin , plik *.lbv oraz plik *.cfg. do „obróbki” danych wykorzystano plik *.bin. jest to plik zawierający dane binarne, w którym znajduje się zapisany tomogram. wielkość pliku zależy od rozmiaru tomogramu w pikselach, uzyskanego w trakcie przeprowadzanych badań. w danych pokazanych w trybie mapy (map mode) wielkość tomogramu jest ustalona pikselami o rozmiarze 216 x 432. natomiast w trybie podglądu (view mode) są możliwe dwa warianty: 416 x 432 piksele (z wyłączonym a-scanem) lub 296 x 432 (z włączonym a-scanem). jeden piksel zapisany jest przez 4 bajty, w 256 możliwych poziomach szarości. w przeprowadzonych badaniach użyto trybu mapy, a więc wielkość pliku jest ustalona pikselami: 216 x 432. z powyższej informacji wynika, iż obraz ten składa się 93 312 elementów w skali szarości od 0 (czarny) do 256 (biały) [5]. dla porównania na rysunku 2 przedstawiono przykładowe zobrazowanie dla pojedynczego pomiaru w elemencie betonowym uzyskane z programu załączonego do urządzenia badawczego mira a1040. z pliku *.bin, po odpowiednim zaimportowaniu go do 148 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 programu wolfram mathematica, otrzymano zbiór 93 312 elementów, co pokazano na rysunku 3. dane zostały odczytane w systemie 32-bitowym, ponieważ 1 piksel zapisany jest przez 4 bajty. niezwykle istotne jest, aby przy imporcie pliku posiadać wiedzę w jakim systemie muszą zostać odczytane dane. jest to wiedza konieczna, aby uzyskać zaimportowany ciąg odpowiednich liczb, które wpływają potem na poprawność uzyskanego zobrazowania. w celu uzyskania tomogramu pogrupowano dane liczby w wiersze i kolumny, aby stworzyć macierz. obraz w pliku bia) c) b) d) rys. 1. widok: a) elementu badawczego, b) aparatury badawczej – tomografu ultradźwiękowego [6], c) elementu z zaznaczoną siatką pomiarową, d) przebiegu badania fig.  1. view: a) a research component, b) research equipment an ultrasound tomography [6], c) an element with a grid measuring, d) course of the study rys.  2. przykładowe zobrazowanie dla pojedynczego pomiaru w elemencie betonowym dostępnym jednostronnie. na głębokości ok. 300 mm pręt zbrojeniowy, na głębokości 500 mm dno obiektu fig. 2. the example image of a single measurement of the concrete element available unilaterally. at the depth of approx. 300 mm – a reinforcement bar, at the depth of 500 mm the bottom of the object rys. 3. zbiór liczb uzyskanych z pliku binarnego fig. 3. the set of numbers obtained from a binary file narnym zapisany został, jak już wcześniej wspomniano, pikselami 216 x 432, dlatego zbudowano macierz zawierającą 216 kolumn i 432 wiersze. fragment zbudowanej macierzy zamieszczono na rysunku 4 (ze względu na jej duży rozmiar zamieszczono tylko jej część). w pliku binarnym każdy piksel zobrazowania zapisywany jest po kolei, zaczynając od lewego górnego rogu, linia po linii. wynika z tego, iż aby stworzyć macierz należało w podanym wcześniej zbiorze liczb po kolejno 216 liczbach tworzyć kolejno nowe wiersze (416). każdy element powyższej macierzy może być liczbą od 0 do 256. rys. 4. fragment macierzy stworzonej ze zbioru liczb fig. 4. part of the matrix created from the set of numbers dzięki utworzeniu w ten sposób macierzy składającej się z poszczególnych elementów przyjmujących wartości od 0 do 256 (skala szarości) uzyskano tomogram w odpowiedniej rozdzielczości 216 x 432, co pokazano na rysunku 5. rys. 5. zobrazowanie uzyskane z macierzy fig.  5. the image obtained from the matrix rys. 6. zobrazowanie uzyskane z macierzy (odbicie lustrzane) fig.  6. the image obtained from the matrix (mirror image) 149przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 uzyskany tomogram w skali szarości (b-scan) jest odbiciem lustrzanym właściwego obrazu. po lustrzanym odbiciu otrzymano zobrazowanie właściwe, które jest zgodne ze zobrazowaniem uzyskanym wprost z urządzenia w trybie mapy, co pokazano na rysunku 7. uzyskany w ten sposób obraz jest prawidłowym b-scanem. natomiast uzyskanie takiego zobrazowania w skali szarości daje dobre możliwości jego analizy, a w szczególności określenia położenia danej nieciągłości i jej rozmiaru w badanym elemencie. pozwala to na dokładniejsze zinterpretowanie wyników przeprowadzonych badań. rys. 7. porównanie obrazów (obraz z tomografu – po lewej stronie, obraz z programu wolfram mathematica – po prawej stronie) fig. 7. comparison of images (image from ct – on the left side, image from wolfram mathematica – on the right side) aplikacja zobrazowania w środowisko wolfram mathematica stwarza możliwość przeprowadzenia wielu operacji. na uzyskane zobrazowanie można nakładać różnego typu filtry, a także dostosowywać odpowiednio kontrast w celu usunięcia szumów. poniżej przedstawiono przykład dopasowania lepszego kontrastu w uzyskanym wcześniej zobrazowaniu (rys. 8). dzięki takiemu zabiegowi można jeszcze dokładniej określić granicę występującej nieciągłości. program wolfram mathematica daje również możliwość stworzenia zobrazowania binarnego na podsatwie danych rys. 8. obraz ze skorygowanym kontrastem fig. 8. the image with improved contrast cyfrowych (piksele mają wartości 0 lub 1). na rysunku 9 przedstawiono utworzony obraz binarny z otrzymanego „surowego” b-scanu poprzez zastąpienie wszystkich wartości powyżej ustalonego globalnie progu (funkcja programu wolfram mathematica). próg po przekroczeniu którego piksele przyjmują wartość równą 1 (biały) można ustalić samodzielnie. pozostałe wartości, poniżej tego progu, przyjmują wartość równą 0 (biały). operacja ta daje możliwość dokonania bardzo interesującej analizy danego zobrazowania, na przykład poprzez zbudowanie histogramu w 3d, czyli przedstawienie danego obrazu w postaci funkcji jasności. wykres, gdzie obraz potraktowany jest jako funkcja przedstawiono na rysunku 10. rys. 9. obraz binarny fig. 9. binary image rys. 10. obraz przedstawiony jako funkcja jasności fig. 10. the image presented as a function of brightness jak widać na powyższym rysunku m – jest liczbą kolumn obrazu (216), n jest liczbą wierszy obrazu (432), natomiast l przedstawia wartość funkcji, czyli poziom jasności danego piksela. można w ten sposób określić jasność każdego z 93 312 pikseli, tworzących obraz, co jest bardzo ciekawą możliwością analizy uzyskanego wcześniej obrazu. piksele osiągają najwyższe wartości (kolor czerwony) na zobrazowaniu w miejscu występowania nieciągłości i dna badanego elementu, ponieważ w tych miejscach wystąpiło największe odbicie fal i obraz w tych obszarach jest najjaśniejszy. każda uzyskane zobrazowanie można potraktować jako funkcję i przedstawić na wykresie jasności. dzięki temu możliwe jest określenie jasności, intensywności danego piksela w określonym, dokładnym jego położeniu na obrazie i przedstawienie tego na czytelnym wykresie. 150 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 podsumowanie w artykule przedstawiono możliwości binarnej analizy obrazu uzyskanego z tomografu ultradźwiękowego dla przebadanych elementów betonowych dostępnych jednostronnie przy pomocy programu wolfram mathematica. na podstawie „obróbki” uzyskanych z badań danych cyfrowych wykonano zobrazowania, które posłużyły do dalszej analizy. analiza taka daje większe możliwości dokładniejszej interpretacji otrzymanych wyników badań, między innymi poprzez zbudowanie histogramu w 3d, czyli przedstawienie danego obrazu w postaci funkcji jasności. należy podkreślić, że w pracy przedstawiono jedynie kilka z wielu możliwych operacji, jakich można dokonać przy użyciu programu wolfram mathematica do binarnej analizy obrazu z tomografii ultradźwiękowej i są one przyczynkiem do dalszych prac i rozwijania tego sposobu analizy wyników badań. literatura [1] schabowicz k., methodology for non-destructive identification of thickness of unilaterally accessible concrete elements by means of state-of-the art acoustic techniques, journal of civil engineering and management, 19 (3) (2013), pp. 325-334. [2] schabowicz k., modern acoustic techniques for testing concrete structures accessible from one side only, 15, 2015, pp. 1149-1159. [3] schabowicz k., ultrasonic tomography – the latest nondestructive technique for testing concrete members – desription, test methodology, application axample, archives of civil and mechanical engineering, 14, 2014, pp. 295-303. [4] schabowicz k., suvorov v.a., nondestructive testing of a bottom surface and construction of its profile by ultrasonic tomography, russian journal of nondestructive testing, 50, 2014, pp. 109-119. [5] tadeusiewicz r., korohoda p., komputerowa analiza i przetwarzanie obrazów, wydawnictwo politechniki wrocławskiej, 1990. [6] informacja ze strony www.acsys.ru [7] tomasz gorzelańczyk, krzysztof schabowicz: nieniszczące badania płyt włóknisto-cementowych metodą dielektryczną, przegląd spawalnictwa, 11/2014, s. 24-27. [8] jacek szelążek: próbki szklane grawerowane laserowo jako wzorce dwójłomności w badaniach ultradźwiękowych, przegląd spawalnictwa, 11/2014, s. 11-13. 201108_pspaw.pdf 3przegląd spawalnictwa 8/2011 andrzej siennicki perspektywy rozwoju robotyzacji spawania łukowego w osłonie gazowej prospects for the development of robotic arc welding with shielding gas andrzej siennicki – cloos polska. streszczenie w artykule podjęto tematykę zmian w podejściu do procesów robotyzacji w aspekcie spawania łukowego w okresie zmian ustrojowych oraz współczesnych wymagań stawianych stanowiskom zrobotyzowanym. przedstawiono również doświadczenia i spostrzeżenia autora o wieloletnim doświadczeniu w robotyzacji procesów spawalniczych. abstract the article deals with changes in the approach to the processes in terms of robotic arc welding during the political changes and the requirements of modern robotic applications. the article presents the author’s experience and insights of many years of experience in the robotic welding processes. garść wspomnień roboty zastępujące ludzi były początkowo obiektem science fiction i podobnie jak inne urządzenia zaistniały najpierw w wyobraźni ludzkiej. samo określenie robot pochodzi najprawdopodobniej ze sztuki czeskiego pisarza karola capka pt. „świat robotów”. wraz z rozwojem techniki napędów oraz techniki sterowania podjęto próby skonstruowania maszyn przypominających mechanikę funkcjonowania człowieka, a więc maszyna taka powinna mieć trzy ruchome osie robocze podstawy odwzorowujące ruchy tułowia człowieka oraz trzy ruchome osie robocze odwzorowujące ruchy ręki człowieka. wysiłki konstruktorów zakończyły się sukcesem i do dzisiaj kraje o wysokim zaawansowaniu technologicznym prowadzą bardzo drogie badania zmierzające do udoskonalenia techniki robotowej i ciągle powiększane są obszary zastosowania robotów. po raz pierwszy miałem możność zetknięcia się z techniką robotyzacji w połowie lat 70. ub.w. uczestniczyłem wtedy jako młody inżynier spawalnik z fabryki wagonów świdnica, chyba trochę przez przypadek, w sympozjum naukowo-technicznym w warszawie, zorganizowanym przez instytut mechaniki precyzyjnej z udziałem firmy unimate ze stanów zjednoczonych. sympozjum to było adresowane do decydentów zarządzających polskim przemysłem, którzy mieli plany gruntownej modernizacji technik i technologii wytwarzania przede wszystkim w sektorze przemysłu maszynowego. trzeba podkreślić, że pod koniec lat 70. polska zakupiła licencję na wytwarzanie dwóch typów robotów irb 6 oraz irb 60 od szwedzkiej firmy asea. działo się to w okresie, kiedy ministerstwem przemysłu maszynowego zarządzał świdniczanin dr inż. aleksander kopeć. powstały również krajowe konstrukcje robotów. podczas sympozjum przedstawiciel firmy unimate wyjaśnił przyczyny, dla których w stanach zjednoczonych po raz pierwszy zastosowano roboty przemysłowe. okazało się, że siłą napędową, która spowodowała powstanie robotów, była „walka klas”, tj. klasy przedsiębiorców z klasą robotniczą, z tym że trochę inaczej niż w teorii marksa, walka ta zakończyła się zwycięstwem przedsiębiorców, m.in. dzięki rozwiązaniom firmy unimate. w amerykańskim przemyśle samochodowym przy obsłudze pras zatrudniono ludzi o stosunkowo niskim wykształceniu, którzy ze względu na dużą uciążliwość wykonywanej pracy mieli wygórowane żądania płacowe. ponadto stwierdzono dużą liczbę wypadków przy pracy. uważano, że część tych wypadków była aranżowana celowo, w celu wyłudzenia 4 przegląd spawalnictwa 8/2011 odszkodowań. unimate wyeliminowała te problemy przez wprowadzenie do amerykańskich tłoczni robotów, które zastąpiły operatorów pras. pamiętam historyczne zdjęcie robota ze sterownikiem w postaci ogromnego bębna, na którym był zakodowany kilkuminutowy program roboczy. sympozjum to zrobiło na mnie dosyć duże wrażenie i zastanawiałem się, kiedy w moim zakładzie roboty zastąpią pracę spawaczy. powodem zastosowania robotów miało być zwiększenie potencjału produkcyjnego zakładu i odsunięcie ludzi od szkodliwych dla zdrowia warunków pracy. później dowiedziałem się, że mniej więcej w tym samym okresie inżynier erwin cloos, przebywając na targach przemysłowych w stanach zjednoczonych, wpadł na pomysł, aby zakupić od firmy unimate robot przemysłowy i zastosować go do spawania w osłonie gazów ochronnych metodą mig/mag. firma carl cloos schweisstechnik gmbh od połowy lat pięćdziesiątych ubiegłego wieku rozwijała produkcję urządzeń do spawania w osłonach gazowych. obok doskonałych jak na owe czasy półautomatów spawalniczych cloos projektował i budował automaty do spawania metodą mig/ mag, wykorzystując napędy liniowe i obrotowe oraz sterowanie oparte na stycznikach, przekaźnikach i krzywkach. robot stwarzał możliwości rozszerzenia automatyzacji przy wykonywaniu spoin wg krzywoliniowych trajektorii oraz takich spoin, których wykonanie na automacie było niemożliwe lub nieopłacalne. próby sprzężenia robota unimate z półautomatem cloosa wykazały, że opanowanie procesu spawania przez robota wymaga zbudowania urządzenia spełniającego wymagania wynikające z procesu spawania. robot unimate tych cech nie miał, ponieważ był manipulatorem z napędami hydraulicznymi, ale umożliwił opracowanie założeń konstrukcyjnych dla robota spawalniczego. cloos opracował własny produkt pod nazwą robot przemysłowy romat, który od 1978 r. po wielu modyfikacjach jest dostępny na rynku i ciągle prowadzone są prace nad jego udoskonaleniem. w ubiegłym roku nastąpiło odnowienie marki i robot ten po gruntownej modernizacji występuje pod nazwą qirox. w latach 70. i 80. w europie, a przede wszystkim w japonii, powstały konstrukcje robotów, które z mniejszym lub większym powodzeniem stosowano do różnych zadań. pamiętam również, że w jednej z zachodnich firm produkujących półautomaty prowadzono badania nad aplikacjami spawalniczymi robotów tralfa i asea. roboty te były typowymi robotami manipulacyjnymi i ich przydatność do spawania była ograniczona. w kraju w toruńskim apatorze sprawdzono aplikacje spawalnicze licencyjnych robotów asea. możliwości spawalnicze i programowe tych robotów uniemożliwiły ich zastosowanie w produkcji wagonów na szerszą skalę. pytanie, czy roboty mogą skutecznie zastąpić spawaczy w procesie produkcji wagonów towarowych, nadal pozostało bez odpowiedzi. należało więc poszukiwać informacji również o innych rozwiązaniach a nie było to łatwe. początek lat 80. to okres burzliwych przemian społecznych i politycznych, które nie sprzyjały rozwojowi i postępowi technicznemu. rozpoznanie techniczne pozwoliło mi na sformułowanie kilku wniosków warunkujących zastosowanie robotów w przemyśle budowy taboru kolejowego, które w mniejszym lub większym stopniu są aktualne również teraz. 1. konstrukcje wagonowe wykonane z profili hutniczych i detali wycinanych tlenowo z blach nie zapewniają powtarzalności umiejscowienia złącza spawanego w przestrzeni pracy robota. wynika to z tolerancji wykonania wyrobów walcowanych i giętych oraz z dokładności procesu cięcia tlenowego (cięcia plazmą i laserem nie stosowano w tym czasie). w związku z tym należy zastosować roboty adaptacyjne, które przed spawaniem wykonują pomiar rzeczywistego położenia spoiny, a podczas spawania będą śledzić miejsce ułożenia spoiny. 2. sterowanie ruchami robota oraz sterowanie parametrami spawania powinno być sprzężone i powinno umożliwiać: – zmianę parametrów na długości spoiny oraz wypełnienie krateru, – wykonywanie spoin wielowarstwowych, – wykonywanie spoin ruchem zakosowym, – optymalizowanie parametrów w czasie spawania. 3. praca na stanowisku zrobotyzowanym powinna być tak zorganizowana, żeby robot realizował zaprogramowane zadania produkcyjne bez udziału operatora, który w tym czasie wykonuje inne prace, np. montaż, sczepianie, załadunek części, a w proces realizacji programu wkracza wtedy, kiedy nastąpiło zatrzymanie awaryjne lub robot zasygnalizował zakończenie spawania. takie założenie wymagało wykonawstwa odpowiednich przyrządów do montażu i spawania podzespołów na robocie oraz zastosowania urządzeń peryferyjnych sterowanych przez robot, służących do pozycjonowania spawanego wyrobu. 4. aby robotyzacja procesu spawania przyniosła zamierzone efekty, musi być wprowadzona przy pełnej świadomości jej zalet oraz ograniczeń. konieczne jest przede wszystkim przeszkolenie technologów, konstruktorów, programistów, operatorów robotów i spawaczy. pamiętam, że w świdnickiej fabryce wagonów przy analizowaniu problemów robotyzacji jednym z najważniejszych był podniesiony przez dyrekcję zakładu problem stosunku spawaczy, a szerzej klasy robotniczej – do robotów. wynikało to z obaw przed nieprzychylną reakcją spawaczy, konfliktami, być może strajkiem. umiejętnie wprowadzony system wdrożenia na szczęście spowodował pełną akceptację spawaczy dla nowych procesów. 5przegląd spawalnictwa 8/2011 5. wybór partnera do współpracy w dziedzinie robotyzacji ściśle wiąże się z poprzednimi wnioskami. chciałbym jednak zwrócić uwagę na jego kluczowe znaczenie tym zakładom produkcyjnym, dla których robotyzacja nie stanowi jednorazowego zakupu, ale rozłożona jest w czasie na wiele etapów. w latach 80. wybór był niewielki, co nie oznacza, że nie było konkurencji. w tym czasie brakowało spójnej filozofii w dziedzinie wdrożenia robotyzacji przy spawaniu i ważne było, aby oferta sprzedaży i wdrożenia pokrywała się z oczekiwaniami dostawcy. w fabryce wybrano niemiecką firmę carl cloos schweisstechnik, która spełniła oczekiwania użytkownika, a w późniejszym czasie nawiązała bliską współpracę w zakresie produkcji urządzeń peryferyjnych oraz w zorganizowaniu doświadczalno-szkoleniowego ośrodka robotyzacji spawania. dzięki ośrodkowi uzyskano darmowy dostęp do najnowszej wiedzy. prowadzenie dalszych prac w oparciu o te wnioski miało sens tylko w przypadku spełnienia dwóch warunków. pierwszym było zapewnienie środków finansowych i to w dwóch rodzajach, a mianowicie złotych polskich na sfinansowanie inwestycji i dewiz na zakup niezbędnych urządzeń. w kraju uruchomiono wtedy w ministerstwie przemysłu resortowy program rozwoju robotyki, którego zadaniem było centralne wspieranie i modernizacja zakładów. w ramach tego programu można było sfinansować wiele zadań. przypomina to trochę obecne dofinansowanie z unii europejskiej. większy problem stanowiło pozyskiwanie dewiz. fabryka była w szczęśliwym położeniu, ponieważ była eksporterem do tzw. drugiego obszaru płatniczego, co oznaczało, że za sprzedane wagony i kontenery uzyskiwano środki dewizowe. zdecydowana część tych środków musiała być sprzedana w nbp po tzw. kursie oficjalnym, ale niewielka ich część mogła zostać na koncie dewizowym, z którego za pośrednictwem centrali handlu zagranicznego można było płacić za maszyny lub za materiały do produkcji. drugim czynnikiem było posiadanie stabilnej, seryjnej produkcji nadającej się do robotyzacji. w przypadku gospodarki sterowanej centralnie sytuacja była wręcz komfortowa. wagony produkowano w seriach kilku tysięcy sztuk i nakłady ponoszone na stanowiska zrobotyzowane zwracały się po kilku latach nawet w tamtych warunkach przy zaniżonej wartości kosztów robocizny. pod koniec lat 80. w fabryce pracowało 6 stanowisk zrobotyzowanych w linii spawania podwozi wagonów i kontenerów. poziom techniczny zastosowanych rozwiązań był bardzo wysoki i niestandardowy, a pomysły z tamtego okresu są wykorzystywane do dzisiaj. niedawno widziałem stanowisko zrobotyzowane do spawania części przedniej wagonu platformy dla odbiorcy z kanady, wykonane wg pomysłu zastosowanego w fabryce (rys. 1). należy podkreślić, że nawet w czasie załamania gospodarczego początku lat 90. stanowiska zrobotyzowane pracowały po adaptowaniu ich do innych wyrobów. i co dalej? czy w czasie kryzysu z początku lat 90. miało sens inwestowanie w robotyzację? – raczej nie. wobec tego co zrobić z wiedzą i ludźmi, którzy opanowali dosyć unikalną jak na owe czasy wiedzę w zakresie projektowania, programowania i serwisowania zrobotyzowanych stanowisk spawalniczych? aby nie utracić tego co osiągnięto, utworzono małą firmę o nazwie cloos polska, która zajmuje się usługami i handlem. spodziewano się, że po zakończeniu kryzysu nastąpi ożywienie i przyjdzie zapotrzebowanie ze strony przemysłu na robotyzację i automatyzację procesów spawalniczych. zapotrzebowanie przyszło, ale nie tak szybko jak oczekiwaliśmy i z innej strony. zmieniała się struktura polskiego przemysłu i dotychczasowi potentaci w branży wagonów, samochodów ciężarowych, maszyn górniczych, maszyn budowlanych i rolniczych borykali się z problemami, ale na rynku pojawiły się małe i średnie prywatne firmy oraz filie zachodnich koncernów. w tym czasie poświęcono bardzo dużo rys. 1. zrobotyzowane stanowisko do spawania części przedniej wagonu platformy. projekt z roku 1987 fig. 1. robotic welding station of the front of the wagon platform. draft from 1987 6 przegląd spawalnictwa 8/2011 czasu na popularyzację robotyzacji przez udział w targach, wystawach, konferencjach i publikowanie reklam, artykułów technicznych i artykułów sponsorowanych. przez wiele lat firma cloos polska jako jedyna w polsce prezentowała na targach zrobotyzowane stanowiska spawalnicze i konsekwentnie zamieszczała artykuły i reklamy w czasopismach spawalniczych. obecnie na polskim rynku działają firmy, które sprzedają stanowiska zrobotyzowane zaprojektowane w oparciu o systemy z różnych firm. przemysł motoryzacyjny importuje kompletne linie zrobotyzowane z różnych krajów zachodnich bądź przenosi te linie do polski z fabryk ulokowanych w różnych częściach świata. także każda uczelnia techniczna prowadzi kierunki automatyzacji, robotyzacji bądź mechatroniki, a na wydziałach o innym profilu są zajęcia z robotyzacji. do tego dochodzi jeszcze możliwość dofinansowania projektu ze środków unii europejskiej. wydawać by się mogło – „pełnia szczęścia” – i że robotyzacja spawania łukowego powinna rozwijać się lawinowo. niestety tak nie jest, chociaż trzeba przyznać, że w okresie ostatnich 10 lat liczba zainstalowanych robotów znacznie wzrosła. motory i hamulce w rozwoju robotyzacji to, co przede wszystkim powoduje potrzebę zastosowania robotów spawalniczych w przemyśle, to korzyści ekonomiczne. na ten temat sporządzono już wiele opracowań. jeśli zakład produkcyjny ma w miarę stabilną produkcję, a konstrukcje spełniają warunki do spawania robotem, należy go zastosować, pamiętając o zasadzie, że robot przynosi efekty wtedy, kiedy spawa, a więc pracuje na dwie lub trzy zmiany, a organizacja pracy na stanowisku zrobotyzowanym wygląda tak, że czas jarzenia łuku w ciągu 8 h jest 2÷3-krotnie dłuższy niż przy spawaniu ręcznym. obecne środki techniczne to umożliwiają, i użytkownicy robotów, którzy pamiętają o tej zasadzie, uzyskują zwrot nakładów poniesionych na robotyzację w okresie 1÷2 lat. do tego dochodzi jakość, powtarzalność, zwiększenie mocy produkcyjnej, skrócenie czasu realizacji kontraktów. można o zaletach procesów zrobotyzowanych napisać bardzo dużo, ale lepiej zastanowić się, dlaczego robotyzacja nie jest tak powszechna, skoro jej zalety są bezsporne. pomińmy aspekt finansowy, bo trudno zachęcać do inwestycji zakład, który jest w upadłości lub znajduje się na granicy płynności finansowej. spośród wielu czynników na pierwszym miejscu wymieniłbym jednak czynnik ludzki – mentalny. jeśli przedsiębiorstwo ma stabilną sprzedaż i nie ma w swojej branży odpowiednio silnej konkurencji, to nie ma wtedy zapotrzebowania na wprowadzanie zmian, w wyniku których uzyska się poprawę efektywności, a zakup robota związany jest z dodatkowym wysiłkiem dla kadry technicznej, z ryzykiem finansowym i wreszcie z odpowiedzialnością za wykonanie konstrukcji spawanej. w tej chwili za jakość złącza odpowiada spawacz, w przypadku robota będzie to programista, który opracował program, czasami jest to spawacz, ale w większości wypadków technolog spawalnik. niewłaściwe jest traktowanie robotyzacji w sposób uproszczony, niejako w oderwaniu od procesu spawania. potencjalni inwestorzy po obejrzeniu w telewizji reportażu z linii zgrzewania nadwozi samochodowych planują zrobotyzować w podobny sposób spawanie metodą mag – wg recepty dostarczamy blachę w kręgach i profile, a resztę mają zrobić roboty. przeciwwagą do powyższej metody „z szerokim gestem” jest podejście siermiężne oszczędnościowe. przedsiębiorca ma kilkunastoletnie półautomaty z regulacją skokową, dostał większe zamówienie i chce seryjnie produkować np. łyżki do koparek. do tej pory łyżkę wykonuje się w taki sposób, że spawacz po sczepieniu układał łyżkę na posadzce i klęcząc lub w pozycji kucznej wykonywał spoiny, przewracając łyżkę ręcznie lub żurawiem. koncepcja w tym przypadku ma polegać na tym, aby w miejscu klęczącego spawacza postawić robot, do którego podłączy się półautomat z regulacją skokową. najgorsze jest to, że często handlowiec utwierdzi klienta o słuszności jego koncepcji i dostarczy mu bardzo szybko nowy lub używany robot twierdząc, że połączenie z półautomatem i uruchomienie to sprawa tak prosta, że klient poradzi sobie sam. takie działanie na pewno zatrzyma robotyzację na dłuższy czas. w obu przypadkach trzeba poświęcić sporo czasu na prezentację, szkolenia i wspólne wypracowanie poprawnej koncepcji robotyzacji. jako spawalnik odnoszę często wrażenie, że przedsiębiorcy proces spawania często traktują jak proces niewymagający zbyt dużych nakładów inwestycyjnych. każdy z przedsiębiorców rozumie potrzebę zakupu obrabiarki ze względu na wymagania zachowania tolerancji wymiarów, podobna sytuacja zachodzi przy procesach malowania ze względu na estetykę wyrobu. o spawaniu i jego robotyzacji bardzo często zaczyna się mówić dopiero pod naciskiem odbiorców produktów, którzy coraz większą uwagę zwracają na estetykę wykonania i powtarzalną jakość spoin. opisane zjawiska hamują rozwój robotyzacji w tych obszarach zastosowań, gdzie jej stosowanie jest oczywiste i nie nastręcza większych problemów technicznych. poświęćmy trochę czasu tym obszarom problemów technicznych, które mogłyby ułatwić rozwój robotyzacji. 7przegląd spawalnictwa 8/2011 sterowalność procesem spawania łukowego zagadnienie to jest chyba najbardziej istotne w procesie robotyzacji spawania łukowego. najprostsze sterowanie polegało na podaniu przez sterowanie robota sygnałów włącz/wyłącz spawanie. nastawienie parametrów odbywało się ręcznie lub przez proste sterowanie na źródle prądu. rozwój systemów sterowania w ciągu ostatnich lat odbywał się bardzo dynamicznie i obecnie można bardzo precyzyjnie sterować procesem i kontrolować parametry w zakresie wartości zadanych i wartości rzeczywistych. obecnie przy spawaniu zrobotyzowanym dzięki komunikacji sterowania robota ze sterowaniem spawarki można uzyskać precyzyjne opanowanie procesu jarzenia łuku i topienia drutu. można powiedzieć, że obecna technika zapewnia właściwe sterowanie procesem, ale pomimo pełnej sterowalności nie zawsze udaje się uzyskać zamierzony cel. na rysunku 2 przedstawiono złącze teowe ze spoinami pachwinowymi (a) i ze spoiną czołowo pachwinową (b). wykonanie za pomocą robota spoin pachwinowych nie nastręczy trudności. ważne jest pytanie, jakie dodatkowe parametry należy wprowadzić do procesu spawania robotem, aby uzyskać równomierny przetop, wypełnienie i lico przy zmieniającym się progu, odstępie i kącie ukosowania. wiąże się to z wielkością jeziorka i z procesami cieplnymi w złączu. w obecnych warunkach te dwie rzeczy są wielkościami wynikającymi z parametrów spawania. powstaje pytanie, czy obecny stan wiedzy i techniki umożliwi zaprogramowanie procesu spawania w zależności od odprowadzenia ciepła i wielkości jeziorka, jakie wielkości należy uwzględnić, aby taki proces się udał? czy jest sens pracować nad tego takimi, czy po prostu należy idealnie montować złącza i stosować np. metodę rapid weld i wykonywać złącza jak na rysunku 3. wspomaganie procesów programowania robotem obecne systemy off-line do programowania ruchów robota umożliwiają opracowanie programu z użyciem komputera biurowego. jednak systemy te są skomplikowane i wymagają programisty o dużej wiedzy i doświadczeniu. programy te przed uruchomieniem należy zawsze sprawdzać pod kątem kolizyjności robota z otoczeniem. dla ułatwienia pracy systemy te powinny zostać dopracowane w zakresie programowania intuicyjnego, łatwego w obsłudze do wyznaczenia trajektorii robota. programowanie off-line powinno być tak łatwe jak programowanie on-line. usprawnienie metody off-line pozwoliłoby na stosowanie robotów w produkcji jednostkowej i małoseryjnej. sensory i ich komunikacja z robotem do ustalenia miejsca wykonania spoiny stosowane są najczęściej sensory kontaktowo-dotykowe lub pomiarowe z użyciem promienia lasera. do śledzenia rowka w czasie spawania stosowany jest najczęściej sensor łukowy, który przy spawaniu zakosowym dokonuje pomiarów parametrów łuku i koryguje ruchy robota w taki sposób, aby utrzymać nastawione parametry. do realizacji procesu śledzenia spoiny stosowany jest również sensor laserowy, który przed spawaniem lub podczas spawania dokonuje pomiaru rowka spawalniczego i robot przemieszcza się po wyśledzonej przez sensor trajektorii. systemy te są bardzo drogie i rzadko stosowane. udoskonalenie tego systemu w powiązaniu z systemem zadawania parametrów spawania w zależności od kształtu rowka może stworzyć nowe możliwości zastosowania robotów. rozwój metod spawania optymalizowanie procesu spawania z wykorzystaniem robotów wymaga wyboru odpowiedniej metody. do niedawna wybór nie był zbyt bogaty, rys. 3. złącze wykonane przy zastosowaniu robota metodą rapid weld w osłonie co2, spoina o grubości 10 mm ułożona w jednym przejściu. fig. 3. joint made using rapid weld method in co2 shielding gas in the robotic station, weld 10 mm thick placed in a single slag rys. 2. złącze teowe: a) spoiny pachwinowe, b) spoina czołowo pochwinowa fig. 2. tee joint: a) fillet welds, b) butt-fillet weld a) b) 8 przegląd spawalnictwa 8/2011 podsumowanie przedstawiony, wąski zakres problematyki związany z rozwojem robotyzacji wykazał, że polski przemysł w najbliższych latach powinien wchłonąć dużą ilość stanowisk zrobotyzowanych do spawania w osłonie gazów ochronnych. rozwój metod spawania oraz różnorodnych technik związanych ze spawaniem będzie poszerzał pole zastosowania robotów. literatura [1] dąbrowski a.: zrobotyzowane stanowiska spawalnicze – aspekty praktyczne, przegląd spawalnictwa nr 7-8/2009. [2] christian paul, lars hofner – sensory w robotyzacji. [3] materiały informacyjne firmy cloos. należało wybierać spomiędzy mig/mag lub tig. obecnie w celu zwiększenia wydajności możemy spawać metodą tandem lub hybrydowo, a zamiast metody tig zastosować metodę plazmowo-proszkową. wydaje się, że poszerzenie obszarów zastosowania robotów przyniesie dalszy rozwój tzw. metod niskoenergetycznych. metody te w powiązaniu z rozwojem sensoryki i rozwojem programowania mogą umożliwić robotom spawanie warstw przetopowych złączy zakładkowych i czołowych dla cienkich blach. drugim obszarem, który może przyczynić się do zwiększenia efektywności robotyzacji, jest technika laserowa. budowa laserów o coraz większej mocy oraz rozwój technik hybrydowych (rys. 4) może spowodować zmiany w podejściu do projektowania węzłów spawanych w konstrukcjach stalowych i stanowi wyzwanie dla robotyzacji. rys. 4. makrostruktura złącza blach o grubości 12 mm wykonanego przez robota metodą hybrydową (laser + mag): a) złącze krzyżowe, b) złącze doczołowe fig. 4. macrostructure of joint of 12 mm thick made using robotic hybrid welding method (laser + mig): a) cruciform joint, b) butt joint a) b) ps 10 2016 www.pdf 30 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 przykład możliwości zastosowania badań nieniszczących  do badania wewnętrznej powierzchni  35 mm lufy armaty morskiej kda the example of applications for non-destructive testing the inner space of 35 mm barrel of the naval cannon kda dr inż. artur cywiński, dr mirosław chmieliński – akademia marynarki wojennej. autor korespondencyjny/corresponding author: a.cywinski@amw.gdynia.pl streszczenie artykuł przedstawia krótką charakterystykę 35 mm morskiej armaty kda. jest to nowa armata morska, która będzie eksploatowana na nowych okrętach marynarki wojennej rp. zaprezentowane zostały skrótowo zjawiska jakie zachodzą w lufach artyleryjskich oraz wynikające z tego problemy eksploatacyjne. w dalszej części zaprezentowano przykład możliwości wykorzystania stanowiska wideoendoskopowego, jakie posiada akademia marynarki wojennej do diagnostyki 35 mm morskiej armaty kda. słowa  kluczowe: badania nieniszczące; wideoendoskop; armata; lufa abstract the article presents a short description of the 35 mm naval guns kda. it is a new naval gun, which will be operated onboard of the new polish navy. presented briefly the phenomena taking place in the barrels of artillery and the resulting of operational problems. in the following were presented examples of the possibilities of utilization the videoendoscope testing station, which is situated in the polish naval academy, for the diagnostic of 35 mm naval guns kda. keywords:  non-destructive testing; wideoendoskop; gun; barrel wstęp większość okrętów w marynarce wojennej, bez względu na przeznaczenie i realizowane zadania główne i dodatkowe, jest nosicielem różnego rodzaju uzbrojenia. uzbrojenie to, z reguły bardzo różnorodne i dedykowane do określonego rodzaju zadań, często jest podzespołem większej całości – systemu uzbrojenia, który oprócz efektorów dysponuje całą gamą sensorów i podsystemów do poszukiwania, klasyfikacji i identyfikacji celów. prawie każdy system walki na okręcie oprócz bardzo specyficznego uzbrojenia posiada klasyczne uzbrojenie artyleryjskie. ten typ uzbrojenia to w marynarce wojennej rp przede wszystkim armaty małego kalibru (od 20 do 30 mm) oraz średniego kalibru (do 76,2 mm). zgodnie z projektem nowej koncepcji rozwoju marynarki wojennej rzeczypospolitej z roku 2012, jednym z programów w obszarze przetrwania i ochrony wojsk jest pozyskanie nowoczesnych jednostek pływających (wśród nich niszczycieli min), które wyposażone być mają w zupełnie nową, 35 mm armatę kda. w tym samym roku podpisano umowę i uruchomiony został projekt pt. „35 mm automatyczna armata morska kda z zabudowanym na okręcie systemem kierowania ogniem wykorzystującym zintegrowaną głowicę śledzącą zgs-158 wykonaną w wersji morskiej wraz ze stanowiskiem kierowania ogniem”. na zlecenie ncbir w wyniku realizacji umowy ma powstać demonstrator technologii systemu armaty morskiej, co sprawiło, że do projektu przystąpiło konsorcjum, w skład którego weszli przedstawiciele przemysłu, nauki i marynarki wojennej. przedmiotowa armata była już wyrobem znanym na polskim rynku, gdyż w roku 1995 polska zakupiła licencję na 35 mm armaty kda od firmy oerlikon contraves ag. po adaptacji dokumentacji licencyjnej huta stalowa wola uruchomiła produkcję tej armaty, a wyrób przeszedł badania i otrzymał certyfikat zgodności z licencją wystawiony przez firmę oerlikon contraves ag. 35 mm armata kda, w wersji dla marynarki przeznaczona jest do instalacji w systemach obrony okrętu do zwalczania celów powietrznych, nawodnych i naziemnych. w ten sposób od marca br. korweta orp „kaszub” jest nosicielem pierwszego egzemplarza tego typu uzbrojenia, którego eksploatacja wymagać będzie wielu nowych zabiegów i stanowić będzie zupełnie nowe doświadczenie w eksploatacji armat tego kalibru. problemy związane z eksploatacją luf każdemu wystrzałowi z broni palnej towarzyszy szkodliwe działanie gazowych produktów powybuchowych na materiał lufy, które powoduje jego niszczenie. proces ten określany jest mianem erozyjnego oddziaływania gazów prochowych. mieszaninę tych gazów stanowią aktywne chemicznie cząsteczki, które silnie reagują z otoczeniem. niszczenie materiału lufy artur cywiński, mirosław chmieliński przeglad welding technology review 31przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 polega na tym, że powierzchnia przewodu lufy początkowo gładka i wypolerowana staje się najpierw matowa, a następnie szorstka i przy dalszej eksploatacji pokrywa się drobnymi pęknięciami i rysami. te defekty początkowo niezauważalne, tworzą coś w rodzaju siatki pęknięć. w miarę wzrostu liczby strzałów pęknięcia pogłębiają i rozszerzają się. to pogłębianie i rozszerzanie pęknięć w dużym stopniu jest ukierunkowane wzdłuż osi przewodu lufy, tj. zgodnie z kierunkiem ruchu gazów powybuchowych i pocisków. szczególnie duża koncentracja siatki pęknięć obserwowana jest w obszarze stożka przejściowego oraz nieco mniejszą w części wylotowej lufy. efekt erozyjnego oddziaływania gazów prochowych może doprowadzić do wzrostu średnicy przewodu lufy. występujący na skutek erozji wzrost średnicy przewodu lufy w obszarze stożka przejściowego prowadzi do wzrost objętości komory nabojowej, zaś wzdłuż całego przewodu lufy pogorszenie współpracy części wiodącej pocisku z powierzchnią przewodu lufy. w konsekwencji następuje obniżenie gęstości ładowania i pogorszenie szczelności układu lufa pocisk, co w rezultacie prowadzi do obniżenia ciśnienia maksymalnego i prędkości początkowej pocisku. w lufie 35 mm kda, która jest gwintowana nieprawidłowe prowadzenie pocisku może powodować dodatkowo ścinanie pierścienia wiodącego. pocisk nie otrzymuje wówczas wymaganej prędkości obrotowej i pogarszają się warunki stabilizacji w początkowej fazie jego ruchu na torze, co prowadzi do zwiększonego rozrzutu balistycznego. te wszystkie czynniki powinny być cały czas monitorowane gdyż maja one zasadniczy wpływ a żywotność lufy. podczas każdego strzału, w czasie od kilku do kilkudziesięciu milisekund, powierzchnia przewodu lufy narażona jest na oddziaływanie mieszaniny gazowych produktów wybuchu o temperaturze (1700÷3200 °c) i wysokiego ciśnienia (150÷700 mpa) [1], których gęstość jest porównywalna z gęstością wody w warunkach normalnych. w odróżnieniu od innych armaty artyleryjskie charakteryzują się największymi prędkościami początkowymi pocisku, która dla 35mm kda waha się od 1130m/s (dla naboju z pociskiem tp-t) aż do ponad 1450m/s (dla nabojów podkalibrowych fapds-t frangible armour piercing discarding sabot). przodują tutaj właśnie armaty automatyczne o kalibrach od 20 do 40 mm, które charakteryzują się ponadto duża szybkostrzelnością dochodzącą do 1000 strzałów na minutę. można zatem przyjąć, że głównymi przyczynami erozji są: – wysoka temperatura i wysokie ciśnienie mieszaniny gazowych produktów spalania; – reakcje chemiczne materiału lufy ze składnikami mieszaniny gazowych produktów spalania, materiału miotającego, wzmacniaczy (podsypek) i spłonki zapalającej; – współpraca pierścienia wiodącego pocisku z gwintem lub z powierzchnią przewodu lufy (w przypadku broni gładkolufowej), w tym duże odkształcenia plastyczne pierścienia wiodącego w obszarze stożka przejściowego (wcinanie się pierścienia wiodącego); – topnienie powierzchni pierścienia wiodącego i związana z tym dyfuzja materiału pierścienia w głąb ścianki lufy oraz przepływ powybuchowych produktów spalania przez nieszczelności między lufą a pociskiem. początkiem procesu zużywania się przewodu lufy jest pojawienie się siatki wypaleń. siatka wypaleń jest to bardziej lub mniej rozwinięta siatka mikropęknięć powierzchniowych, które pogłębiają i rozszerzają się wraz ze wzrostem ilości wystrzałów. te mikropęknięcia, podczas długoletniej eksploatacji łączą się i tworzą niebezpieczne pęknięcia. w wyniku współdziałania miedzianego pierścienia wiodącego pocisku ze ściankami lufy i gazami prochowymi na powierzchni przewodu osadza się miedź. w przewodzie lufy miedź osadza się nierównomiernie, tworząc strefy zamiedzenia. wszystkie powyższe procesy te zachodzą w lufie w przeciągu jej całego tzw. ,,życia balistycznego”, lecz ich rola w różnych okresach życia jest różna. zazwyczaj uważa się, że jeżeli zużyta lufa powoduje obniżenie prędkości początkowej o 10% w stosunku do prędkości tabelarycznej to powinna by wycofana z dalszej eksploatacji [2]. obok automatu bez wątpienia to właśnie lufa jest elementem armaty, który wymaga największych zabiegów eksploatacyjnych zapewniających bezpieczne użytkowanie całego systemu artyleryjskiego. żywotność lufy w procesie jej eksploatacji odgrywa bardzo istotną role ze względów taktycznych, ale także ekonomicznych, a koszt wykonania lufy rozkłada się na ilość strzałów, która może być oddana w czasie resursu eksploatacyjnego lufy. wieloletnie doświadczenia potwierdziły, że w przeważającej większości przypadków o żywotności lufy decyduje właśnie jej żywotność erozyjna. przyjmuje się zatem, że umiejętność prognozowania zużycia erozyjnego lufy, a co za tym idzie i jej żywotności erozyjnej, będzie przydatna z jednej strony do oceny aktualnego stanu zużycia lufy, zaś z drugiej strony do określania jej resursu eksploatacyjnego. właściwe zabiegi logistyczne jakich wymaga lufa artyleryjska, wymagają skutecznego, kompleksowego i rzetelnego określenia jej stanu technicznego. tu z pomocą przychodzą nowe metody badania do jakich należy metoda wizualna za pomocą wideoendoskopu, która może być niezwykle pomocna przy diagnostyce luf artyleryjskich. ta metoda pozwala na bezpośrednią diagnostykę tego co dzieje się we wnętrzu lufy i bez konieczności jej demontażu w miejscu jej dyslokacji. uzyskane w ten sposób informacje mogą mieć zasadniczy wpływ na dalszy przebieg jej eksploatacji, ale tylko wówczas gdy uzyskane obrazy wnętrza lufy zostały właściwie zinterpretowane. praktyka wskazuje wiele przypadków, w których pomimo zachowanych norm i dopuszczeniu sprzętu do eksploatacji, miały miejsca wypadki. w wyniku czynników, o których mowa powyżej, następowało wiele rodzajów uszkodzeń tj. np. rozdęcie lufy, rozerwanie lufy zaklinowanie pocisku w lufie, eksplozja pocisku w lufie itp. w wielu z tych przypadków oprócz uszkodzenia sprzętu i konieczności wyłączenia go z eksploatacji, dochodziło do wypadków, w których ucierpiała obsługa armaty. panujące podczas wystrzału gradienty ciśnienia i temperatury są czynnikami, które powodują bardzo gwałtowne reakcje i z reguły nie dają jakichkolwiek wcześniejszych oznak, które mogłyby sugerować, że może dojść do uszkodzenia (wypadku) z udziałem lufy. tak więc można zaryzykować stwierdzenie, że mamy do czynienie z sytuacją, gdzie jeden z najtańszych i najprostszych elementów jakim jest lufa ma największe znaczenie na bezpieczeństwo eksploatacji całego systemu artyleryjskiego. rys. 1. przykładowe defekty luf artyleryjskich małego kalibru fig. 1. the examples of defects of small caliber artillery barrels badania powierzchni  techniką wideoendoskopową podstawą bezpiecznej eksploatacji każdego rodzaju sprzętu, w tym armat jest dokonywanie jego przeglądu, 32 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 a w tym diagnostyki. podstawowym założeniem diagnostyki jest dokonanie oceny stanu technicznego badanego obiektu bez konieczności ingerencji w jego budowę i wzajemne połączenia z innymi podzespołami – badanie nie powoduje zniszczenia obiektu, a jego stan, pomimo przeprowadzenia badania, nie zmienia się. badania nieniszczące (non-destructive testing – ndt) luf armat zarówno gwintowanych, jak i gładkolufowych, są rodzajem badań, w wyniku których, bez wpływu na własności strukturalne i powierzchniowe luf, oceniony zostaje ich stan techniczny. badania te pozwalają w sposób jednoznaczny określić na ile element poddany testom spełnia jeszcze stawiane mu wymagania i czy może być dalej bezpiecznie eksploatowany. jedną z metod ndt wykorzystywanych w badaniach luf jest metoda wizualna. badania wizualne to najstarsza i najbardziej rozpowszechniona metoda kontroli. badania takie przeprowadza się okiem nieuzbrojonym, bądź z wykorzystaniem specjalistycznych przyrządów optycznych – endoskopów. technika endoskopowa, która jako bezdemontażowa realizacji przeglądu wizualno-optycznego, pozwala na badanie przestrzeni luf armat, wewnętrznych przy wykorzystaniu takich przyrządów wziernikowych jak endoskopy (boroskopy, fiberoskopy czy wideoendoskopy). badania endoskopowe pozwalają na szybką i wnikliwszą ocenę stanu technicznego uzbrojenia i jako badania nieniszczące służą wykryciu przyczyn awarii lub uszkodzenia sprzętu, jak również wczesnemu wyeliminowaniu przyczyn niesprawności. w wielu przypadkach obejrzenie lufy dokładnie gołym okiem staje się bez demontażu po prostu niemożliwe. rys. 2. wideoendoskop bo badań wewnętrznych powierzchni luf fig. 2. the videoendoscope for inspection of inner surfaces of barrel wyposażone zostało w urządzenie diagnostyczne do oceny ich stanu technicznego za pomocą wideoendoskopu. stanowisko dodatkowo wyposażono w urządzenie przeznaczonego do czyszczenia przewodu lufy. właściwe przygotowanie powierzchni wewnętrzne lufy do badań polega na usunięciu zanieczyszczeń, smarów, produktów korozji, itp. w taki sposób, aby nie została naruszona pierwotna postać tej powierzchni lub przynajmniej nie zostały zamaskowane (zakryte) takie wady powierzchniowe, które powinny być wykryte w czasie badań, pozwala to na zwiększenie wiarygodności prowadzony badań i stawianych wniosków. wyposażenie poszczególnych elementów stanowiska oraz wymagania i sposób działania prezentowano w innych publikacjach [3,4]. mając na uwadze problemy wynikające z diagnostyką luf oraz ich właściwą eksploatacją, w amw opracowano procedury badawcze pozwalające na przeprowadzanie diagnostyki luf. 35 mm morskiej armaty kda. cel procedury celem jest przeprowadzenie badań nieniszczących 35 mm lufy armaty morskiej kda techniką diagnostyczną badania endoskopowego i wykonaniem oględzin powierzchni wewnętrznych luf. podczas badania ocenie podlegają w szczególności: – pęknięcia, rysy oraz ubytki materiału; – intensywność procesów zanieczyszczenia i zużycia przewodu lufy; – występowanie lokalnych ogniw korozji oraz erozji powierzchniowej lufy. zakres stosowania badanie pozwala na ocenę zgodności z wymaganiami konstrukcyjno-technicznymi, podanymi w: wstępnych założeniach taktyczno-technicznych (wztt), założeniach taktyczno–technicznych (ztt), założeniach technicznych (zt), warunkach technicznych (wt) oraz inną specyfikacją techniczną przedstawioną przez producenta. do badań wykorzystuje się zestaw diagnostyczny – wideoendoskop iplex lx. w endoskopach iplex lx zastosowana technologia umożliwia nawigację sondy dzięki sztywności i elastyczności, a zwiększona sztywność 8.5 mm sondy pozwala na łatwe wprowadzenie sondy na dużą głębokość przewodu luf armat morskich bez konieczności użycia prowadnicy, dzięki czemu jest to pożądane rozwiązanie do inspekcji długich luf artyleryjskich. dokumentacja dokumenty do procedury badawczej obejmują cały szereg norm i przepisów z zakresu badań nieniszczących, wizualnych i uzbrojenia. definicje i oznaczenia nomenklaturę stosować należy zgodnie z zawartymi w stosowanych normach. odpowiedzialność osoby odpowiedzialne za stosowanie procedury to: – kierownik laboratorium badawczego; – uprawniony personel, któremu zlecono przeprowadzenie badania endoskopowego. wymagania dla personelu wykonującego badania przeprowadzenie badań „diagnostyki endoskopowej luf armat morskich” mogą wykonać: – osoby posiadający wykształcenie techniczne oraz doświadczenie w pracy zawodowej min 3 lata z uzbrojeniem; – żołnierze zawodowi lub rezerwy, którzy przeszli szkolenia w akademii marynarki wojennej w gdyni w laboratorium broni rakietowej i artylerii, od roku 2013 funkcjonuje stanowisko szkolno – badawcze przeznaczone do badań nieniszczących luf armat morskich metodą wizualną za pomocą endoskopowego badania powierzchni wewnętrznych luf. stanowisko szkolno-badawcze do badań luf armat morskich, 33przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 w zakresie bezpiecznego posługiwania się z uzbrojeniem artyleryjskim zgodnie z przepisami i regulaminami; – posiadający doświadczenie w prowadzeniu badań endoskopowych; – posiadający wiedzę z zakresu badań diagnostycznych sprzętu wojskowego (spw); – zostały zapoznane z warunkami bezpieczeństwa wykonywania badania oraz odpowiedzialnością prawną. wiarygodność i skuteczność badań nieniszczących zależy w dużej mierze od wiedzy, umiejętności i doświadczenia personelu, który je wykonuje. najlepiej, gdy nabywanie wiedzy i umiejętności realizowane jest niezależnej jednostce szkoleniowej, a proces kwalifikowania personelu zwieńczony zostaje certyfikacją zgodnie z en iso 9712:2012 „badania nieniszczące – kwalifikacja i certyfikacja personelu badań nieniszczących”. personel powinien być zatem egzaminowany w ośrodku certyfikacji, który egzaminuje, kwalifikuje i certyfikuje personel badań nieniszczących wg pn-en iso 9712, w zakresie badań wizualnych vt. proces certyfikacji personelu składa się więc z nabywania wiedzy, umiejętności i doświadczenia w wykonywaniu czynności kontrolnych i badawczych oraz wykazania się zdolnością właściwego widzenia i potwierdzenia właściwego przeprowadzenia badań – egzaminu kwalifikacyjnego. w systemie kwalifikowania i certyfikowania personelu badań nieniszczących, którego wymagania podają najnowsze, już międzynarodowe normy en iso/iec17024:2012 oraz en iso 9712:2012 wskazana została rola i odpowiedzialność, jaką ponosi jednostka certyfikująca personel badań nieniszczących. środki ostrożności wymagana profilaktyka zapewniająca bezpieczeństwo rys. 3. system czyszczący do luf oparty na wibrująco – pneumatyczne szczotce czyszczącej vpb wraz z zestawem szczotek fig. 3. the cleaning system for barrels is based on a vibrating pneumatic brush vpb with a set of brushes zawarta jest w: – instrukcjach bihp urządzeń w laboratorium oraz badanego spw; – instrukcji o zasadach i organizacji przechowywania oraz konserwacji uzbrojenia i sprzętu wojskowego dd/4.22.8 (pkt. 1.4.11. przepisy bhp, ppoż. i ochrony środowiska w procesie przechowywania spw); – instrukcji zarządzania eksploatacją uzbrojenia i sprzętu wojskowego w siłach zbrojnych rp zasady ogólne dd/4.22.13 (pkt. 7.4. bezpieczeństwo i higiena pracy); – zasadach oceny stanu technicznego uzbrojenia i sprzętu wojskowego w siłach zbrojnych rp. zasady ogólne dd/4.22.12 (pkt. 3.8. przestrzeganie przepisów i uregulowań w zakresie bezpieczeństwa użytkowania uisw). wyposażenie wykorzystywane do badań stanowisko endoskopowej diagnostyki luf armat morskich jest wyposażone w urządzenie diagnostyczne wideoendoskop iplex lx. urządzenie pozwala na wykorzystanie metody nagrywania video prowadzonych badań oraz rejestrowania zdjęć przewodu lufy armaty morskiej o kalibrze 35 mm. opis sposobu wykonania badania właściwe przygotowanie powierzchni wewnętrznej luf armat morskich do badań polega na: – usunięciu zanieczyszczeń, smarów, produktów korozji itp. w taki sposób, aby nie została naruszona pierwotna postać tej powierzchni lub przynajmniej nie zostały zamaskowane (zakryte) takie wady powierzchniowe, które powinny być wykryte w czasie badań; – wymagane jest, by odbywały się w atmosferze wolnej 34 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 od kurzu, brudu i opadów atmosferycznych; – wyklucza się obecność gazów agresywnych – ujemnie wpływających na układy optyczne oraz palnych i wybuchowych. rejestracja wyników pomiarów zbieranie danych odbywa się jest dzięki zaawansowanym funkcjom endoskopu dostępnym w zasięgu dłoni operatora tj. między innymi udoskonalanie obrazu, przyciski nagrywania i różne opcje pomiarów i pozwalają na wykonywanie poinspekcyjne po powrocie z miejsca inspekcji oraz od archiwizacji obrazów do pomiaru usterek i zarządzania obrazem na komputerze. w celu łatwiejszej archiwizacji obrazów można szybko zidentyfikować miejsce lub wynik inspekcji za pomocą tytułu. oprogramowanie umożliwia zarządzanie danymi obrazów oraz precyzyjne pomiary obiektów na zarejestrowanych obrazach. jest to narzędzie dla użytkowników dokonujących ponownych pomiarów lub sprawdzających zapisane wyniki pomiarów. oprogramowanie umożliwia przetwarzanie informacji i tworzenie raportu, w celu sprawnego przygotowania sprawozdania z badania. dokumentacja z badań podczas wykonywania badań prowadzone są zapisy w protokóle badań zawierające identyfikację próbek, datę otrzymania, szkice próbek, oznaczenia zdjęć lub plików w komputerze. dane, podpis wykonawcy i inne zapisy wykonuje się zgodnie ze wzorem. z przeprowadzonej oceny prowadzona jest na bieżąco archiwizacja wyników badań w postaci plików danych w określonym miejscu dysku komputera współpracującego z endoskopem. otrzymane wyniki badań stanowią podstawę opracowania sprawozdania z badań według zasad zawartych w procedurze ogólnej. z przeprowadzonych badań sporządza się sprawozdanie, które w razie potrzeby może być rozszerzone o archiwizowane dane fotograficzne. pełny cykl badań wizualnych (visual testing – vt) obejmuje: – zapoznanie się z badanymi lufami armat oraz wymaganiami jakościowymi, – przygotowanie powierzchni do badań, – doboru odpowiedniej aparatury oraz sprawdzenie wyposażenia badawczego, – przeprowadzenia badania i archiwizacja danych, – bieżąca (lub w procesie post-processingu) obróbka danych, – wnioskowanie oraz sporządzenie sprawozdania. technika wideoendoskopowa, choć dosyć prosta wymaga od operatora szeregu zabiegów, które w połączeniu z jego doświadczeniem mogą dopiero dać zamierzony efekt w postać wiarygodnych badań wnętrza lufy, a te pozwolą na podjęcie dalszych, logistycznych działań zapewniających bezpieczną jej eksploatację. oddzielnym zagadnieniem pozostaje nadal interpretacja uzyskanych wyników. wnioski 1. badania z wykorzystaniem wideoendoskopu mogą być wykonywane w dowolnym momencie eksploatacji lufy, co pozwala ją monitorować przez cały czas jej życia. jest to o tyle istotne, że lufa o kalibrze 35 jest po raz pierwszy eksploatowana w mw rp. 2. stosowane dotychczas badania endoskopowe w pełni mogą być wykorzystywane do diagnostyki 35 mm armat kda. 3. eksploatacja tych luf daje nam okazję zaobserwować co tak naprawdę dziać się będzie z lufą tego kalibru: – jak na nią wpłynie wzrost liczby wystrzałów? – na ile nastąpi zużycie lufy? – która jej część zużywać się bezie najszybciej? – jak na lufę wpłynie oddziaływanie wody morskiej? – jakie rodzaje erozji będą dominować, etc. 4. badania wideoendoskopowe, choć z pozoru bardzo proste, niosą za sobą szereg problemów, o których należy pamiętać w całym procesie diagnostyki luf i ich logistycznego zabezpieczenia, a przeprowadzenie badań diagnostyki endoskopowej wymaga od operatora odpowiednich kwalifikacji i dużego doświadczenia w zakresie analizy i precyzowania wniosków z badań gdyż ma to kluczowe znaczenia w dalszej bezpiecznej eksploatacji całej armaty. 5. brak jest jednoznacznych zapisów, w tym norm, pozwalających określić na ile określony defekt może być przyczyną wyłączenia z eksploatacji danej lufy. w przypadku większości luf eksploatowanych w wojsku polskim określa się to w oparciu o przewidzianą dla lufy dopuszczalną liczbę wystrzałów. przekroczenie tego wskaźnika decyduje o dalszym wyłączeniu lufy z eksploatacji. 6. wstępne doświadczenia wykazują, że zmiany w lufach 35 mm zachodzić już mogą po 300-400 wystrzałach, a zwłaszcza przy przekroczeniu dopuszczalnego „reżimu ognia” – ilości wystrzelonych pocisków w serii. 7. dodatkowo występuje zbyt duża liczba innych czynników w okresie eksploatacji lufy mających wpływ na przebieg jej zużycia. ten stan rzeczy tym bardziej skłaniać powinien w procesie logistycznego zabezpieczenia luf do sięgania po nowe możliwości diagnozowania ich stanu jakimi jest endoskopia. literatura [1] m. radomski: obliczenia balistyczne, projekt wstępny naboju kal. 35 mm x 228 z pociskiem apds”, maszynopis, imik pw, warszawa 1996. [2] m. budnikow, n.lewkowicz ,i. bystrow, w. sirotynski: materiały wybuchowe i elaboracja, mon, warszawa 1975. [3] t. pagacz, sz. kubisiak, m. chmieliński: wybrane aspekty poprawy bezpieczeństwa eksploatacji luf armat morskich”, logistyka 6/2014. [4] a. cywiński, m. chmieliński: badania endoskopowe luf armat czarnoprochowych jako element bezpieczeństwa eksploatacji w ich procesie logistycznym, gospodarka materiałowa i logistyka 6/2016. [5] chmieliński m., kubisiak sz., cywiński a.: sporządzanie ekspertyz i opinii technicznych w oparciu o badania wizualne luf artyleryjskich, przegląd spawalnictwa 2015, vol. 87, nr 12. [6] chmieliński m., kubisiak sz.: nowoczesne badania nieniszczące luf armat morskich podstawą bezpieczeństwa eksploatacji techniki wojskowej, przegląd spawalnictwa 2014, r. 86, nr 11. 201307_pspaw_ew43.pdf 34 przegląd spawalnictwa 7/2013 mirosław broniewicz obliczanie połączeń spawanych węzłów typu n o nakrywających się prętach skratowania, wykonanych z zamkniętych kształtowników prostokątnych assessment of welded n-type overlap joints   of trusses made of hollow sections r inż. irosław broniewicz – politechnika białostocka. streszczenie zastosowanie w konstrukcjach stalowych kształtowników o przekrojach zamkniętych cieszy się coraz większą popularnością. wraz z powstaniem poradników projektowych cidect dostępne stały się narzędzia projektowe pozwalające na projektowanie połączeń spawanych węzłów spawanych z rur. określenie nośności spoin w takich połączeniach jest złożonym problemem, ponieważ wymaga ustalenia długości efektywnych poszczególnych odcinków spoin, ich rozmieszczenia z uwzględnieniem podatności ścianek oraz rozdziału obciążenia na siły składowe działające na indywidualne odcinki spoin. celem artykułu jest przedstawienie sposobu oceny nośności spoin w węzłach kratownic typu n z częściowym lub całkowitym nachodzeniem, o pasach wykonanych z rur prostokątnych lub dwuteowników i prętach skratowania wykonanych z rur prostokątnych. abstract the use of hollow section structures has received considerable attention in recent years. since the first publication of cidect additional research results became available, especially concerning design of welds between members of trusses joints. estimation of resistance of welded semi-rigid joints is a complex issue because it requires determining of effective lengths of welds, their placement on the member walls with their different rigidity and distribution of components of the loads acting on each section of welds in various joint areas. the objective of this paper is to present the most up-to-date information to designers, teachers and researchers according design of welds for overlap n-type joints of trusses made of hollow sections. st przekroje zamknięte wewnątrz puste mają wiele zalet wytrzymałościowo-statecznościowych, eksploatacyjnych, estetycznych, a przy dużej gradacji wymiarów kształtowników i ich grubości są dogodne do oszczędnego projektowania wskutek łatwego doboru potrzebnego do uzyskania konkretnej nośności. przekroje zamknięte wyparły całkowicie stosowanie kątowników w nowoczesnych rozwiązaniach konstrukcji wiązarów dachowych, przestrzennych kratownic, kładek, wiaduktów i mostów, a także całych budowli (np. stadionów), czy też budynków wielokondygnacyjnych (w tym konstrukcji zespolonych). lekkość elementów montażowych, łatwość transportu i ochrony przed korozją oraz przed ogniem korzystnie wpływa na zakres zastosowania od małych do bardzo dużych rozpiętości i wymiarów. przyczynia się to do obniżenia kosztów inwestowania i użytkowania. tradycyjne kształtowanie węzłów, zwłaszcza z rur okrągłych, prowadzi do rozwiązań mało technologicznych, wymagających dużo robocizny warsztatowej, co powoduje, że elementy są zbyt drogie, aby konkurowały pod względem ekonomicznym z elementami z kształtowników walcowanych na gorąco o profilu otwartym. utrudnienia wykonawcze oraz dość wysoka cena rur, zwłaszcza prostokątnych, spowodowały konieczność opracowania unowocześnionych rozwiązań konstrukcyjnych. 35przegląd spawalnictwa 7/2013 dają się one sprowadzić do kilku podstawowych kształtów, odpowiednich zarówno dla rur okrągłych, jak i prostokątnych (lub kwadratowych), dogodnych do półautomatycznego sterowania procesami produkcyjnymi w wytwórni konstrukcji stalowych. te rozwiązania są zwykle pozbawione dodatkowych blach węzłowych lub żeber, są oszczędne ze względu na zużycie robocizny, lecz wskutek ich podatności wymagają od projektantów uwzględnienia jej skutków. ze względu na podobieństwo wycinków węzłów do liter są one oznaczane jako węzły typu k, n, kt, t, y oraz x. ształtowanie w zł w ty u n węzły n są odmianą węzłów k, uzyskaną wtedy, kiedy jeden z krzyżulców jest projektowany o nachyleniu względem pasa pod kątem 90o. projektowanie i obliczanie nośności węzłów n o wzajemnie nakrywających się prętach skratowania, wykonanych z zamkniętych kształtowników prostokątnych, jest ujęte w pn-en 1993-1-8 [8] i omówione w publikacjach [4, 5, 7, 10]. jednak dokumenty normalizujące opracowane przez międzynarodowy instytut spawalnictwa [9], czy też przygotowany na ich podstawie projekt normy iso [6] tego typu węzła nie ujmują w swoich zaleceniach. dzieje się tak dlatego, że posługiwanie się wskaźnikiem λov w przypadku węzła typu n z nachodzeniem (zakładkę według pn-en 1993-1-8) jest niesłuszne. iloraz λov wyrażony w procentach (wg [2]) jest nieprzydatny do oceny stopnia nakrywania się prętów skratowania w przypadku węzła n. jeżeli przyjąć pełne umieszczenie słupka na krzyżulcu (rys. 1a), to uzyskuje się w przypadku kształtowników kwadratowych tych samych wymiarów obu prętów: q = hi oraz p = hj /sinʘj co daje: λov = q / p stąd λov = sinʘj (1) rozpatrując, zgodnie z pn-en 1993-1-8 [8], granice nachylenia krzyżulca o wartości kąta 30o ≤ ʘj ≤ 60 o, uzyskuje się przy: ʘj = 30 o, λov = 0,5 (50%) (2) ʘj= 60 o, λov = 0,866 (86,6%) (3) tymczasem z rysunku 1a wynika pełne umieszczenie słupka na krzyżulcu, czyli powinno być zawsze λov = 100%. wobec tego posługiwanie się wskaźnikiem λov wskazanym w normie [8], jak i w wielu publikacjach dotyczących tej normy, jest niewłaściwe. w przewodnikach cidect (np. [7]) i w podręcznikach (np. [10]) ta nieprawidłowość nie jest odnotowywana, gdyż nigdzie wskazywane wzory obliczeniowe nie odnoszą się do węzłów typu k i n, lecz tylko do typu k. zalecenia w pn-en 1993-1-8 [8], odnoszące się do oceny bezpieczeństwa węzłów typu n z zakładką (patrz tabl. 7.10) wydają się być co najmniej nieprecyzyjne, rys. 1. węzeł typu n: a) przy pełnym nachodzeniu prętów skratowania, b) przy częściowym nachodzeniu prętów skratowania i . 1 joint of n-type: a) full overlap of bracing members, b) partial overlap of bracing members a poprawka wprowadzona do tablicy 7.8, mówiąca o sprawdzaniu na ścinanie połączenia w płaszczyźnie styku z pasami, jest niemożliwa do poprawnego przeprowadzenia w wielu sytuacjach projektowych. dzieje się tak dlatego, że oceny λov,lim = 50% lub λov,lim = 80% mogą być wadliwie ustalone, gdy nachylenie krzyżulca mieści się w granicach 30o ≤ ʘj ≤ 60 o. zaniechanie ułożenia spoiny w części połączenia nakrytej przez słupek jest możliwe tylko wówczas, gdy zmieni się wartość λov,lim na mniejszą niż 50% lub 80% (i to niekiedy znacznie). węzeł typu n powinien być zawsze projektowany w taki sposób, żeby ściskany słupek częściowo lub całkowicie nakrywał rozciągany krzyżulec, ponieważ takie rozwiązanie jest prostsze do wykonania. zakres stosowania tych węzłów jest taki sam, jak węzłów typu k (patrz [2]). aby spoina poprzeczna łącząca słupek od strony pasa nie pokrywała się ze spoiną poprzeczną, łączącą tam również krzyżulec z pasem, częściowe lub całkowite nakrywanie powinno być tak zaprojektowane, żeby spoiny były układane do siebie równolegle co najmniej w odstępie ti + tj (rys. 1b). ze względu na raczej nieduże wartości nachodzenia q, wynikające z wysokości przekroju słupka, korzystanie z normowego zezwolenia, aby spoina pachwinowa w miejscu zakrytym nie była wykonana, jest niewskazane, chyba że siły w prętach skratowania są niedużej wartości w stosunku do ich nośności. 36 przegląd spawalnictwa 7/2013 stalanie dłu o ci ws ł racu cyc s oin i ic obci żenia ustalenie obciążenia działającego w poszczególnych odcinkach spoin pachwinowych wymaga najpierw rozdzielenia sił zbiegających się w węźle z prętów skratowania na ich składowe równoległe lub prostopadłe do płaszczyzn styku z pasem i w bezpośrednim styku między słupkiem i krzyżulcem. postępuje się podobnie, jak przedstawiono w [2]. siła składowa krzyżulca równoległa do osi pasa jest całkowicie przenoszona przez połączenie w płaszczyźnie styku krzyżulca (i słupka) z tym prętem. natomiast składowa siły krzyżulca prostopadła do osi pasa jest przenoszona częściowo z jednego pręta skratowania na drugi bezpośrednio w ich styku, a częściowo przez połączenie w ich stykach z pasem. aby taki podział nie powodował nadmiernego przeciążenia spoin czołowych, bezpośrednio między prętami skratowania ustala się konstrukcyjny warunek, że nakrywanie krzyżulca przez słupek powinno wynosić co najmniej q = 0,25hi (gdzie hi jest wysokością przekroju słupka). wzorując się na sposobie podziału, zaproponowanym w [2], można zapisać wartość siły przenoszonej bezpośrednio przez spoiny między krzyżulcem i słupkiem: δki = αn ki sinʘi gdy 0,25 hi ≤ q ≈ hi (4) δki = ki sinʘi gdy q ≥ hi (5) pozostała część składowej siły prostopadłej do pasa wynosi: δ(1 – αn) ki sinʘi ze słupka, gdy 0,25 hi ≤ q ≈ hi red δkj = kj sinʘj – αn ki sinʘi , gdy 0,25 hi ≤ q ≈ hi (6) red δkj = kj sinʘj – ki sinʘi , gdy q > hi (7) red δkj = 0, gdy q > hi , jeżeli do węzła nie jest przyłożone obciążenie zewnętrzne kratownicy, przy czym: αn = q / hi. tak ustalone obciążenia składowe działają w płaszczyznach styków między prętami skratowania i w płaszczyźnie ich styku z pasem. w tym drugim przypadku wstępują dwie sytuacje projektowe zależne od tego, jaki rodzaj kształtownika zastosowano na pas, a mianowicie w przypadku: i – zamkniętego kształtownika o przekroju prostokątnym – rysunek 2, ii – dwuteownika europejskiego lub szerokostopowego – rysunek 3. na tych rysunkach pokazano w ich częściach: a) rozwiązanie konstrukcyjne węzła i siły w prętach skratowania, b) układ połączenia na spoiny pachwinowe, gdy q < hi, c) układ połączenia na spoiny pachwinowe, gdy q = hi. ustalenie długości współpracujących odcinków spoin pachwinowych rozpatruje się w oparciu o sytuację projektową i (pas z kształtowników zamkniętych) (rys. 4): rys. 2. układ spoin pachwinowych węzła typu n z nachodzeniem, gdy pas wykonano z kształtownika prostokątnego: a) widok węzła, b) kład spoin przy częściowym przykryciu przez słupek, c) kład spoin przy całkowitym przykryciu przez słupek i . 2. layout of fillet welds of overlap n-type joint with the chord made of hollow section: a) joint view, b) welds in joint with partial overlap, c) welds in joint with full overlap rys. 3. układ spoin pachwinowych węzła typu n z nachodzeniem, gdy pas wykonano z dwuteownika: a) widok węzła, b) kład spoin przy częściowym przykryciu przez słupek, c) kład spoin przy całkowitym przykryciu przez słupek i . 3 layout of fillet welds of overlap n-type joint with the chord made of h-section: a) joint view, b)welds in joint with partial overlap, c) welds in joint with full overlap 37przegląd spawalnictwa 7/2013 l1 = hj / sinʘj l2 = bj,eff= 10 • t0 fy0 bj b0/t0 tj fyj lecz: bj,eff ≤ bj , bj,red = bj – 2aw l3 = hi,red = (1 – αn )hi / sinʘi l4 = bi,eff= 10 • t0 fy0 bi b0/t0 ti fyi lecz: bi,eff ≤ bi . natomiast w sytuacji projektowej ii (pas z dwuteownika): rys. 5: l1, l3, bj,red jak uprzednio, l2 = pj,eff = tw + 2r +7tf fy0 / fyj ≤ bj , lecz: pj,eff ≤ bj , l4 = pi,eff = tw + 2r +7tf fy0 / fyi ≤ bi , lecz: pi,eff ≤ bi , przy czym: ʘi , ʘj – jak na rysunku 2, bi, bj – szerokość zamkniętych kształtowników prostokątnych zastosowanych na pręty skratowania, ti, tj, t0 – grubość prętów skratowania lub pasa z kształtownika zamkniętego, tf, tw – grubość stopki lub środnika dwuteownika, r – promień zaokrąglenia między środnikiem a stopką dwuteownika, fyi, fyj, fy0 – granice plastyczności stali zastosowanej na pręty skratowania lub pas, aw – grubość spoiny. gdy 0,25hi ≤ q ≈ hi, wówczas w styku prętów skratowania z pasem składowe równoległe obciążają kład spoin według rysunku 4a lub rysunku 5a. siły przypadające na poszczególne odcinki wynoszą: p1 ’ = kj cosʘj l1 / σl ; p2 ’ = kj cosʘj l2 / σl pb,red ’ = kj cosʘj bj,red / σ l p3 ’ = kj cosʘj l3 / σl ; p4 ’ = kj cosʘj l4 / σl gdzie: σl = 2l1 + l2 + 2l3 + l4 + bj,red (9) gdy q = hi, wówczas całe składowe równoległe do pasa są przekazywane na kład według rysunku 4b lub rysunku 5b. siły przypadające na poszczególne odcinki wyznacza się z równania (8), przy czym p3’ = 0 oraz p4’ = 0. siły prostopadłe do pasa obciążają kład spoin w przypadku sytuacji projektowej i według rysunku 4a. uzyskuje się wówczas: p1” = redδkjl1 /(2l1 + l2+bj,red); p2” = redδkjl2 /(2l1 + l2+bj,red); pb” = redδkjbj,red /(2l1 + l2+bj,red) p3” = δ(1 – αn) kil3 /(2l3 + l4); p4” = δ(1 – αn) kil4 /(2l3 + l4); z kolei w sytuacji projektowej ii jest (rys. 5a): p1” = 0 oraz p2”, p3”, p4”, pb” według równań (10). składowe sił obciążające połączenie bezpośrednie między prętami skratowania, jak też długości współpracujących odcinków spoin ustala się w sposób przedstawiony w [2], pamiętając, że ʘi = π/2. rys. 4. przekroje obliczeniowe spoin, gdy pas wykonano z zamkniętego kształtownika prostokątnego przy ułożeniu wszystkich spoin w przypadku: a) q < hi, b) q = hi i . 4. design cross-sections of welds with the chord made of rectangular hollow section in case of all welds arranged: a) q < hi, b) q = hi rys. 5. przekroje obliczeniowe spoin, gdy pas wykonano z dwuteownika przy ułożeniu wszystkich spoin w przypadku: a) q < hi, b) q = hi i . 5. design cross-sections of welds with the chord made of hsection in case of all welds arranged: a) q < hi, b) q = hi } (8) }(10) yznaczanie składowyc na r że i ocena no no ci zł czy składowe naprężeń: σ┴’, τ┴’ i τ;’, jak również σ┴”, τ┴” i τ;”, w zależności od naprężeń σ’ i σ’’ wyznacza się w sposób przedstawiony w [2], korzystając z zamieszczonych tam rysunków. ze względu na to, że 38 przegląd spawalnictwa 7/2013 w tej publikacji dostosowano zwroty sił w krzyżulcu i słupku do najczęstszych sytuacji obliczeniowych, podczas wyznaczania wartości tych składowych naprężeń należy zmienić znaki odpowiednio do rozpatrywanej sytuacji. tu łatwo zdarzają się pomyłki. aby ułatwić pracę projektantowi, rozpatrzono zagadnienia ponownie, wtedy, kiedy krzyżulec jest rozciągany, a słupek ściskany. naprężenia w spoinach od obciążeń równoległych do pasa wynoszą: a) na odcinkach podłużnych dla spoin ułożonych: – przy ściankach krzyżulca: σ’=0; σ┴’=τ┴’=0; τ;’=p1’/awl1 (11) – przy ściankach słupka: σ’=0; σ┴’=τ┴’=0; τ;’=p3’/awl3 (12) b) na odcinku poprzecznym nie w pełni współpracującym krzyżulca: σ’=p2’/awl2; σ┴’= -σ’sin(ʘj /2); τ┴’=-σ’cos(ʘj /2); τ;’=0 (13) c) na odcinku poprzecznym w pełni współpracującym krzyżulca: σ’=pb’/awbj,red; σ┴’= -σ’cos(ʘj /2); τ┴’=-σ’sin(ʘj /2); τ;’=0 (14) d) na odcinku poprzecznym nie w pełni współpracującym słupka: σ’=p4’/awl4; σ┴’=-σ’√2/2; τ┴’=-σ’√2/2; τ;’=0 (15) naprężenia w spoinach od obciążeń prostopadłych do pasa wynoszą: a) na odcinkach podłużnych spoin ułożonych: – przy ściankach krzyżulca: σ”=p1”/awl1; σ┴”= –σ”√2/2; τ┴”=σ”√2/2; τ;”=0 (16) – przy ściankach słupka: σ”=p3”/awl3; σ┴”=-σ”√2/2; τ┴”= –σ”√2/2; τ;”=0 (17) b) na odcinku poprzecznym nie w pełni współpracującym krzyżulca: σ”=p2”/awl2; σ┴”=σ”cos(ʘj /2); τ┴”= –σ”sin(ʘj /2); τ;”=0 (18) c) na odcinku poprzecznym w pełni współpracującym krzyżulca: σ”=pb”/awbj,red; σ┴”= –σ”cos(ʘj /2); τ┴”=σ”sin(ʘj /2); τ;”=0 (19) d) na odcinku poprzecznym nie w pełni współpracującym słupka: σ”=p4”/awl4; σ┴”=σ”√2/2; τ┴”=–σ”√2/2; τ;”=0 (20) składowe naprężeń na poszczególnych odcinkach należy sumować, biorąc wartości określone przy działaniu sił w krzyżulcach po ich przetworzeniu na składowe równoległe lub prostopadłe do osi pasa, czy też równoległe lub prostopadłe do osi krzyżulca nakrywanego (pamiętając o ich znakach): τ ; = τ ; ’ + τ ; ” σ┴= σ┴’ + σ┴” (21) τ┴= τ┴’ + τ┴” mając wyznaczone składowe sumaryczne, przystępuje się do oceny bezpieczeństwa w połączeniu spoin poprzecznych i podłużnych (w pełni lub częściowo współpracujących), stosując wzory normowe: [σ┴ 2+3(τ┴ 2+τ ; 2)]0,5 ≤ fu/(βw γm2) (22) oraz σ┴ ≤ 0,9 fu/γm2 (23) gdzie: βw – współczynnik korelacji spoin pachwinowych, fu – odpowiednia wytrzymałość na rozciąganie stali, γm2 = 1,25 – współczynnik bezpieczeństwa. podsumowanie węzły kratownic wykonanych z kształtowników o przekrojach zamkniętych są węzłami podatnymi, głównie z powodu stosowanej technologii ich wykonania, tzn. bezpośredniego spawania elementów skratowania do stosunkowo cienkiej ścianki czołowej pasa. podstawy obliczania nośności spoin w tego typu połączeniach przedstawione w normie europejskiej oraz innych dokumentach normalizacyjnych zawierają tylko bardzo ogólne stwierdzenia, nie podając żadnych szczegółowych procedur wymiarowania, które projektanci mogliby wykorzystać w swojej pracy. ponadto dotyczą one tylko węzłów typu t, x, k oraz n kształtowanych z odstępem między prętami skratowania, natomiast brak jest informacji dotyczących sprawdzania nośności spoin w węzłach typu k i n wykonywanych z częściowym lub całkowitym nachodzeniem prętów skratowania na siebie. przedstawiono metodę sprawdzenia nośności spoin w węzłach typu n kratownic o pasach wykonanych z rur prostokątnych lub dwuteowników i prętach skratowania wykonanych z rur prostokątnych, o prętach skratowania częściowo lub całkowicie nachodzących na siebie w węźle. metoda ta obejmuje określenie naprężeń w spoinach w różnych stanach obciążenia w zależności od ich długości efektywnych i porównanie ich z wartościami dopuszczalnymi. 39przegląd spawalnictwa 7/2013 literatura (c.d. ze str. 38) [1] bródka j., broniewicz m.: obliczanie połączeń spawanych węzłów kratownic z rur prostokątnych. – konstrukcje stalowe. 2002 nr 4, s. 29-34. [2] bródka j., broniewicz m.: calculation of welding trusses overlap joints, archives of civil engineering. committee for civil engineering, polish academy of sciences: 2013. 24 p. [3] bródka j., broniewicz m.: ocena nośności połączeń spawanych z rur według en 1993-1-8: konstrukcje stalowe, 2007, nr 1, s. 32-38. [4] bródka j., broniewicz m.: konstrukcje stalowe z rur. arkady. warszawa 2001. [5] bródka j., kozłowski a., ligocki i., łaguna j., ślęczka l.: projektowanie i obliczanie połączeń i węzłów konstrukcji stalowych. tom 1. pwt. rzeszów 2009. [6] bs iso 14346 welding – static design procedure for hollow section joints. draft 2011. [7] packer j. a., wardenier j., zhao x.-l., van der vegte g. j.: design guide for rectangular hollow section (rhs) joints under predominantly static loading. second edition. lss verlag. cidect 2009. [8] pn–en 1993-1-8:2006 eurokod 3: projektowanie konstrukcji stalowych – część 1-8: projektowanie węzłów. [9] static procedure for welded hollow section joints. recommendations. 3rd edition. international institute of welding. commission xv. iiw doc. xv-1329-09. [10] wardenier j., packer j. a., zhao x.-l., van der vegte g. j.: hollow section in structural applications. bouwen met staal. zoeteman 2010. publikacja została przygotowana w ramach pracy statutowej katedry konstrukcji budowlanych politechniki białostockiej. profesor władysław włosiński doktor honoris causa politechniki świętokrzyskiej w dniu 12 czerwca 2013 r. w głównej auli wykładowej politechniki świętokrzyskiej w kielcach został nadany profesorowi dr hab. inż. władysławowi wosińskiemu tytuł doktora honoris causa politechniki świętokrzyskiej w kielcach. nadanie tego tytułu stanowi wyraz uznania dla prof. władysława włosińskiego jako uczonego i uhonorowania wieloletniej współpracy z uczelnią. profesor władysław włosiński jest specjalistą w dziedzinie technologii materiałowych, znawcą najnowocześniejszych materiałów, twórcą zaawansowanych metod różnych niemetali z metalami. wyniki badań profesora publikowane były na całym świecie w formie artykułów i książek stanowiąc bardzo bogaty dorobek publikacyjny. był i nadal jest opiekunem naukowym wielu adeptów nauki jako promotor i recenzent ich prac. jednocześnie profesor pełnił szereg odpowiedzialnych funkcji: m.in. członka prezydium polskiej akademii nauk i przewodniczący wydziału iv nauk technicznych polskiej akademii nauk. profesor władysław włosiński jest również osobą niezwykle zasłużoną dla kieleckiego ośrodka naukowego w tym jest współtwórcą centrum laserowych technologii metali (dawniej centrum badawczego technologii laserów) w kielcach, w którym do dnia dzisiejszego jest członkiem rady programowej. profesor swoją działalnością organizacyjną i naukową wywarł pozytywne piętno w kieleckim środowisku naukowym współtworząc atmosferę akademickości i inspirując badania naukowe ukierunkowane na nowe technologie laserowej obróbki metali i tworzyw ze szczególnym uwzględnieniem laserowego kształtowania metali. wybitnemu profesorowi, panu profesorowi władysławowi włosiskiem, pragnę złożyć w imieniu swoim i zespołu redakcyjnego miesięcznika naukowo-technicznego przegląd spawalnictwa najserdeczniejsze życzenia zdrowia i dotychczasowej energii oraz nowych pomysłów w kierowaniu pracami naukowymi. prof. dr hab. inż. jerzy nowacki redaktor naczelny 201703_pspaw.pdf 40 przegląd  spawalnictwa vol. 89 3/2017 the influence of the chosen welding technology   on the microstructure and selected   mechanical properties of welded magnesium alloy az91 wpływ technologii spawania na mikrostrukturę i wybrane właściwości mechaniczne złączy spawanych stopu az91 mgr inż. paweł bolanowski; prof. dr hab. inż. andrzej dziadoń – politechnika świętokrzyska. autor korespondencyjny/corresponding author: pawelbolan@wp.pl streszczenie stopy magnezu należą do grupy stopów metali lekkich, używanych w konstrukcjach. w artykule przedstawiono wyniki uzyskane w czasie badań złączy spawanych stopu az91. wykonane zostały: obserwacja mikrostruktury i próba jednoosiowego rozciągania. złącza zostały wykonane metodą 141 (tig) i 522 (spawanie laserem gazowym). wartości wytrzymałości na rozciąganie złączy spawanych w większości przypadków były wyższe niż wartości tych wielkości w przypadku materiału rodzimego. badania mikrostruktury i składu chemicznego pozwoliły wyjaśnić zjawiska zachodzące w stopie podczas spawania. słowa kluczowe: az92; stopy magnezu; spawanie; właściwości mechaniczne; mikrostruktura; złącze spawane abstract magnesium alloys are a part of a group of lightweight alloys, which are important in practical use in constructions. the paper shows the results obtained by research into welded az91 magnesium alloy. within the scope of research microstructure examination and tensile testing were done. magnesium alloy was welded by two methods – 141 (tig) and 522 (laser gas welding). the values of tensile strength of welded joints in majority cases were higher than values of tensile strength of the base material. the microstructure examination and chemical analysis made it possible to explain the phenomena occurring in the az91 during welding. keywords: az91 magnesium alloy; welding, mechanical properties; microstructure; welded joint introduction magnesium is one of the lightest metals [1] (density 1.74 g/cm³ – approximately fourfold lighter material than a steel [2]) of all practical engineering materials. magnesium alloys have high specific strength, and exceptional mechanical properties in comparison to its low density. these properties are: high strength and high elasticity. in the recent years, magnesium alloys, due to their relatively low mass, have been of an increasingly big interest mostly to the automotive industry. the basic methods used for welding the magnesium alloys are: 141 (tig), 131 (mig) and 52 (laser welding). the adequate preparation of elements before welding is essential. incorrectly cleaned ends can cause lack of fusion and anomalous wetting. difficulties with welding the magnesium alloys result from the following factors [3]: – high chemical reactivity between magnesium and oxygen. magnesium oxides which have melting point 2500˚c, inhibit the welding process; – high thermal conductivity; – low melting point; paweł bolanowski, andrzej dziadoń przeglad welding technology review – the colour of material do not change during heating before welding; – brittleness of a few magnesium alloys in temperature higher than 400˚c; – low tensile strength of few magnesium alloys in temperature higher than 500 ˚c; – low temperature of evaporation of the magnesium (1090 ˚c); – flammability of magnesium. alternating current and direct current with positive polarity can be used for welding in 141 method. direct current with negative polarity should not be used because magnesium oxides cannot be removed from the surface of material [3]. research methodology tensile testing tensile testing was realized in order to determine the tensile strength of the base material and the welded joints. specimens were extracted from the base material 41przegląd  spawalnictwa vol. 89 3/2017 and the joints welded by using both methods. next they were prepared by machining. three specimens of each type were used for testing. the technical drawing of sample is shown in fig. 1 and fig. 2. fig. 1. the technical drawing of specimen for tensile testing cut from welded joints rys. 1. schemat próbki do próby jednoosiowego rozciągania pobrana z materiału rodzimego microstructure examination the fragments of welded joints were specimen used for microstructure examination. extracted specimens was machined and prepared for the metallographic examination in the grinder-polisher produced by struers. the silica colloidal was etching reagent used for revealing the microstructure of welded joints. the microstructure was observed using an ma-200 (light microscope) and nexus 400 (sem). material the fragments of casted magnesium alloy az91 were used as the base material. the chemical composition of az91 accordant with astm b93/b93m standard is given in table 1. the mg – al phase diagram is shown in fig. 3. [4] fig. 2. the technical drawing of specimen for tensile testing cut from base material rys. 2. schemat próbki do próby jednoosiowego rozciągania pobrana ze złączy spawanych table i. the chemical composition of az91 tablica i. skład chemiczny stopu az91 cast chemical composition [%] al zn mn si fe cu ni az91 8,5 – 9,5 0,45 – 0,9 0,15 – 0,4 0,08 0,004 0,025 0,001 fig. 3. the mg – al phase diagram rys. 3. układ równowagi mg-al fig. 4. the microstructure of the base material – az91 magnesium alloy rys. 4. mikrostruktura materiału rodzimego – stop magnezu az91 the microstructure of az91 magnesium alloy is shown in fig. 4 and fig. 5. fig. 5. the microstructure of the base material – az91 magnesium alloy rys. 5. mikrostruktura materiału rodzimego – stop magnezu az91 fig.  6. the microstructure of base material with marked points of chemical analysis rys. 6. mikrostruktura materiału rodzimego z zaznaczonymi punktami, w których wykonana została analiza chemiczna 42 przegląd  spawalnictwa vol. 89 3/2017 the observed microstructure of base material was subjected to the chemical analysis and line scan. chemical analysis was performed in points marked on the microstructure shown in fig. 6. the results of the chemical analysis are shown in table 2. table ii.the results of the chemical analysis tablica ii. wyniki analizy chemicznej atomic % mg al zn number of point 7 62,67 35,67 1,65 8 63,33 34,98 1,69 9 62,90 35,65 1,45 10 95,01 4,99 11 92,02 7,91 the microstructure of base material and results of line scan are shown in fig. 7. fig. 7. the microstructure of base material and the results of line scan rys.  7. mikrostruktura materiału rodzimego oraz wyniki analizy liniowej tensile test diagrams received in tensile testing of base material are shown in fig. 8. fig. 8. the tensile test diagrams received in tensile testing rys. 8. wykresy uzyskane w wyniku jednoosiowej próby rozciągania table iii. the values of tensile strength of base material tablica iii. wartości wytrzymałości na rozciąganie materiału rodzimego uzyskane w wyniku próby jednoosiowego rozciągania base material number of  specimen 1 2 3 rm [mpa] 133 86 169 the filler material was extracted from the same magnesium alloy az91. preparation for welding the 141 (tig) and 522 (laser gas welding) methods were used for welding. the parts prepared for welding by 141 method are shown in fig. 9. the parts prepared for welding by 522 method are shown in fig. 10. fig. 9. the parts prepared for tig welding rys. 9. brzegi materiału rodzimego przygotowane do spawania tig fig. 10. the parts prepared for laser gas welding rys. 10. brzegi materiału rodzimego przygotowane do spawania laserowego wps was written during the period of preparing to welding. the selected parameters of welding are shown in table 4 (141 method) and table 5 (522 method). table iv. the selected parameters of tig welding tablica iv. wybrane parametry spawania tig polarity dc, (+) amperage 30 a welding travel speed 0,05 m/min shielding gas type argon preheat temperature 200 ˚c interpass temperature 200 300 ˚c filler az91 table v. the selected parametrs od laser gas welding tablica v. wybrane parametry spawania laserowego power 2 kw welding travel speed 3 m/min shielding gas type helium preheating temperature parts was not preheated filler welding without filler welded joints laser gas welding (522) the macrostructure of joint welded by 522 method is shown in fig. 11. 43przegląd  spawalnictwa vol. 89 3/2017 fig. 11. the macrostructure of joint welded by 522 method rys. 11. makrostruktura złącza spawanego metodą 522 fig. 12. the line of fusion rys. 12. linia wtopienia fig. 13. the microstructure of the joint rys. 13. mikrostruktura spoiny the microstructure of joint is shown in fig. 13 and fig. 14. the microstructure in the line of fusion was subjected to the chemical analysis. the chemical analysis was performed in points marked on the microstructure shown in fig. 15. fig. 14. the microstructure of the joint rys. 14. mikrostruktura spoiny fig. 15. the microstructure of line of fusion with marked points of chemical analysis rys. 15. mikrostruktura linii wtopienia z zaznaczonymi punktami, w których wykonywana była analiza chemiczna the outcome of the chemical analysis are shown in table 6. tensile test diagrams received by tensile testing of connection welded by 522 method are shown in fig. 16. table vi.the results of the chemical analysis tablica vi. wyniki analizy chemicznej atomic % mg al zn number of point 2 68,4 30,21 1,39 3 69,56 29,14 1,30 4 94,66 5,34 5 94,65 5,35 table vii.the values of tensile strength of specimens from joint welded by 522 method tablica vii. wartości wytrzymałości na rozciąganie próbek ze złącza spawanego metodą 522 joint welded by 522 method number of  specimen 1 2 3 rm [mpa] 135 135 138 44 przegląd  spawalnictwa vol. 89 3/2017 fig. 16. tensile test diagrams received by tensile testing of connection welded by 522 method. rys. 16. wartości wytrzymałości na rozciąganie uzyskane w wyniku próby jednoosiowego rozciągania złącza spawanego metodą 522 the values of tensile strength of tested specimens are shown in table 7. tig (141) the macrostructure of joint welded by 141 method is shown in fig. 17. the microstructure of joint is shown in fig. 18 and fig. 19. fig. 17. the macrostructure of joint welded by 141 method rys. 17. makrostruktura złącza spawanego metodą 141 fig. 18. the microstructure of joint welded by 141 method rys. 18. mikrostruktura spoiny table viii. the values of tensile strength of specimens from joint welded by 141 method tablica viii. wartości wytrzymałości na rozciąganie próbek ze złącza spawanego metodą 141 joint welded by 141 method number of  specimen 1 2 3 rm [mpa] 146 137 104 fig. 19. the microstructure of joint rys. 19. mikrostruktura spoiny fig. 20. tensile test diagrams received by tensile testing of connection welded by 141 method rys. 20. wartości wytrzymałości na rozciąganie uzyskane w wyniku próby jednoosiowego rozciągania złącza spawanego metodą 141 discussion and conclusions the phase, solid solution aluminum-magnesium and alternately arranged precipitations of solid solution aluminum-magnesium are observed in the microstructure of the base material [5]. the morphology and chemical composition of observed microstructure confirm that. the microstructural changes were not observed in the base material adjacent to joint. magnesium alloy az91 should be heated several dozen hours in 420˚c to alter the microstructure [5]. the approximate time of influence of that temperature 45przegląd  spawalnictwa vol. 89 3/2017 in the base material close to joint during welding process was several minutes. the time is not sufficient to draw the microstructural changes in this type of magnesium alloy. tensile test pieces which were extracted from welded joints which were fractured in the base material in majority of cases. it proves that the joint has the higher tensile strength than the base material. the crystals in joints are small and they have fewer impairments than conventional cast. the secondary microstructure which is related to phase transitions is presents in joints. it has positive effect on the mechanical properties of welding connection. the scattered welding imperfections caused the fracturing in the joint of only one specimen welded by 141 and one welded by 522. the single gas inclusions in the joints occur because of gases dissolved in liquid metal and their emission. solubility of gases in liquid metal decline when the temperature lowers. emitted gases have not enough time to leave the joint because the decrease of temperature during the welding process is sharp. gases stay in the joint and make the gas inclusions [3]. the zone of fusion is more concentrated in case of the 522 welding method due to the focused laser beam and the high intensity of process. this intensity has also effect on dispersion of the eutectic which is observed in the joint. in case of the 522 method dispersion is much higher than in case of the 141 method. eutectic which include solid solution aluminium-magnesium and phase is observed in the microstructure of joint. it is confirmed by the morphology and the chemical composition of microstructure of joint. references [1] p. kołodziejczak, a. kolasa, k. skrzyniecki, p. cegielski: spawanie stopu magnezu z grupy am metodą mig. przegląd spawalnictwa vol. 85, nr 11, s. 36-40, 2013. [2] l. tuz, p. kołodziejczak, a. kolasa: struktura złączy doczołowych odlewniczych stopów magnezu, przegląd spawalnictwa vol 83, nr 7, s. 51-55, 2011. [3] j. pilarczyk et al: spawalnictwo, warszawa 2003 [4] http://www.hindawi.com/journals/amse/2013/170527/fig2/ [5] a. dziadoń: magnez i jego stopy, kielce 2012. k. przybyłowicz: metaloznawstwo, warszawa 2007. [6] k. przybyłowicz: metaloznawstwo, warszawa 2007. [7] f. friedrich, s. schuman: research for a „new age of magnesium in the automotive industry, journal of materials processing technology 117, 276-281, 2001. [8] x. cao, m. jahazi, j.p. immarigeon, w. wallace: a review of laser welding techniques for magnesium alloys, journal of materials processing technology 171, 188-204, 2006. [9] a. abdel: protective coating for magnesium alloy, journal of materials and science 43, 2947-2954, 2008. [10] f. vesling, t. ryspaev: „effect of heat treatment on the super plasticity of magnesium alloys, russian journal of non-forrous metals 48, 57-62, 2007. [11] c. lehner, g. reinhart, l. schaller: „welding of die-casted magnesium alloys for production, journal of laser applications 11/5, 206-210, 1999. ps 02 2018 www.pdf 35przegląd  spawalnictwa vol. 90 2/2018 superkondensatorowa elektropulsacyjna metoda  zwiększenia odporności zmęczeniowej   wyrobów wykonanych z blachy austenitycznej  supercapacitors electropulsing method for improvement the fatigue resistance of the austenitic steel sheets dr hab. inż. zbigniew zimniak, prof. pwr; dr inż. grzegorz lesiuk; dr inż. wojciech wiśniewski – politechnika wrocławska. autor korespondencyjny/corresponding author: zbigniew.zimniak@pwr.edu.pl streszczenie celem prowadzonych badań było zbadanie wpływu zastosowania pulsacyjnego przepływu prądu o dużej gęstości (z wykorzystaniem zasilacza superkondensatorowego) na żywotność zmęczeniową badanych próbek. w tym celu przeprowadzono analizy eksperymentalne dla grupy próbek niepoddanych pulsacji prądowej i po ekspozycji prądowej. w pracy przedstawiono wyniki badań dla stali austenitycznej aisi 304 (0,04% c, 1,2% mn, 18,16% cr, 8% ni, 0,335% mo, 0,041% si) w zakresie ograniczonej wytrzymałości zmęczeniowej. eksperymenty prowadzono na próbkach płaskich z karbem (sent – single edge notched tension specimen) u-kształtnym wykonanym metodą elektroiskrowego drążenia (w = 15 mm, t = 0,5 mm, a0 = 2,5 mm). zastosowano impulsy prądowe dodatnie o różnych czasach trwania oraz częstotliwościach. badania przeprowadzono na pulsatorze hydraulicznym mts 810, sterowano stałą amplitudą siły fmax = 1100 n. uzyskane, wstępne wyniki zachęcają do dalszych analiz i studiów nad szeregiem czynników pozwalających wykorzystać zjawisko elektropulsacji wysokoprądowej w kontekście zwiększania trwałości zmęczeniowej narzędzi lub wyrobów otrzymywanych obróbką plastyczną. słowa  kluczowe: odporność zmęczeniowa; wykres wöhlera; metoda obróbki elektropulsacyjnej; stal austenityczna aisi 304 abstract the purpose of the study was to investigate the effect of the use of high density pulsed current (using supercapacitor) on the fatigue life of the tested specimens. for this purpose, experimental analyses were carried out for a two group of samples: without current pulsation and after current exposure. the results of the study for aisi 304 steel (0.04% c, 1.2% mn, 18.16% cr, 8% ni, 0.335% mo, 0.041% si) for fatigue strength were presented. the experiments were performed on single edge notched tensile specimen (sent) with u-shaped electro-drilling (w = 15 mm, t = 0.5 mm, a0 = 2.5 mm). positive current pulses with different durations and frequencies were used. the tests were carried out on a hydraulic pulsator mts 810, controlled by a constant force amplitude fmax = 1100 n. obtained initial results encourage for further analyzes and studies with a number of factors that allow the use of high current electricity in the context of increasing the fatigue life of tools or products obtained by plastic metal forming. keywords: fatigue resistance; wöhler diagram; electropulsing metod; aisi 304 steel wstęp zagadnienie wpływu zewnętrznego pola magnetycznego i elektrycznego na odpowiedź mechaniczną materiału określana jest mianem efektu pól krzyżowych. do najbardziej znanych i rozwijanych zagadnień tego typu należy zaliczyć m.in. efekt magnetomechaniczny w postaci wykorzystania zjawiska odwrotnej magnetostrykcji [1]. takie wykorzystanie pola magnetycznego i mechanicznej odpowiedzi materiału pozwala na uzyskanie szeregu interesujących zastosowań tego zagadnienia w praktyce inżynierskiej – np. w postaci kamery magnetowizyjnej [2,3]. zbigniew zimniak, grzegorz lesiuk, wojciech wiśniewski przeglad welding technology review relatywnie mało poznanym zjawiskiem krzyżowym jest efekt wpływu zewnętrznego pola elektrycznego na właściwości mechaniczne badanego materiału. zjawisko to nosi nazwę zjawiska elektroplastyczności i już w roku 1954 cortan i baret [4] obserwowali wpływ pola elektrycznego na granice ziaren materiału metalicznego. inna grupa autorów prac [5,6] dokumentowała wpływ tego zjawiska na ciągliwość materiału i jego zdolność do deformacji. na tym tle ocena wpływu tego zjawiska na właściwości zmęczeniowe wydaje się być interesująca. interesującym wykorzystaniem tego zjawiska doi: http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v90i2 .859 36 przegląd  spawalnictwa vol. 90 2/2018 jest możliwość „leczenia pęknięć” w stalowych elementach konstrukcyjnych [7]. jednak niewiele miejsca poświęca się w literaturze na wykorzystanie tego zjawiska w badaniach zmęczeniowych, dlatego też niniejsza praca przedstawia wstępne wyniki badań autorów w tym zakresie. w kontekście technologicznym wyroby otrzymywane za pomocą różnych metod obróbki plastycznej oraz stosowane w tych procesach narzędzia podlegają bardzo często działaniu obciążeń zmęczeniowych. zwiększenie trwałości zmęczeniowej staje się kluczowym zagadnieniem np. w przemyśle lotniczym, czy też eksploatacji narzędzi kuźniczych. materiał i metoda obiektem badań były próbki płaskie z karbem ze stali austenitycznej aisi 304 przedstawione na rysunku 1 o składzie chemicznym zamieszczonym w tablicy i. rys. 1. rysunek wykonawczy próbek płaskich używanych podczas eksperymentu fig. 1. working drawing of flat samples used during the experiment rys. 2. superkondensatorowy generator prądowy fig. 2. supercondenser current generator rys. 3. próbka wraz z elektrodami doprowadzającymi prąd fig. 3. sample with electrodes that supply current tablica i. skład chemiczny stali aisi 304 table i. aisi 304 steel chemical composition skład chemiczny w [%] c mn si p s cr ni mo v cu al  ti w n 0,0403 1,1000 0,4100 0,0437 0,0044 18,1600 7,9800 0,3350 0,0938 0,3290 0,0023 0,0089 0,0437 0,1360 z użyciem tranzystorów mosfet. generator prądowy do realizacji procesów elektropulsacji pokazano na rysunku 2. rysunek 3 przedstawia realizację sposobu doprowadzenia prądu do próbki. prąd do próbki dostarczano za pomocą miedzianych przewodów oraz zacisków śrubowych. zastosowano impulsy prądowe prostokątne dodatnie o parametrach: czas trwania impulsu ti oraz okres to (rys. 4). parametry prądowe dla poszczególnych próbek dla całkowitego czasu próby 7 s i okresu równego 1 ms: próbka 1 – ti = 200 µs, próbka 2 – ti = 50 µs. w ten sposób przygotowano do badań dwie grupy próbek: bez ekspozycji prądowej i po ekspozycji prądowej – zrealizowanej po określonej liczbie cykli odpowiadającej fazie nukleacyjnej sub-mikro pęknięć. wyniki badań i dyskusja  w początkowej fazie badań przeprowadzono statyczną próbę rozciągania próbki płaskiej z karbem przedstawionej na rysunku 1. eksperyment sterowano stałą prędkością generator impulsów prądowych badana próbka elektrody do badań przygotowano próbki z bocznym koncentratorem naprężeń (kt = 5,88) obliczonym zgodnie z pracą [8]. badania wytrzymałościowe przeprowadzono na pulsatorze hydraulicznym mts 810. maszyną sterowano ze stałą amplitudą siły fmax = 1100 n. widmo obciążenia miało charakter sinusoidalny o współczynniku asymetrii cyklu r = 0,1. podczas badań rejestrowano amplitudy sygnału siły i odpowiadające jej amplitudy odkształcenia oraz liczbę cykli. w badaniach zastosowano specjalnie opracowany generator impulsów wysokoprądowych działający z zastosowaniem superkondensatorów. superkondensatory działają na zasadzie wykorzystania zjawiska podwójnej warstwy helmholtza, która stanowi obszar na granicy dwóch faz odznaczający się statystycznie nierównomiernym rozmieszczeniem elektronów lub jonów w obu fazach. wielkie pojemności uzyskiwane są wykorzystując bardzo dużą powierzchnię styku materiału elektrod węglowych (pojemności są ok. 10 000 razy większe niż tradycyjnych kondensatorów). największymi zaletami superkondensatorów są: wysoka moc impulsowa, wysoka gęstość energii, czas życia, wysoka sprawność (od 84 do 95%). zaletą superkondensatorów jest też liczba cykli pracy, która może wynosić nawet ponad milion. najważniejsze parametry generatora prądowego to: maksymalne napięcie pracy 2,7 v, pojemność banku kondensatorów 14000 f, impedancja pojedynczego kondensatora < 200 μω, maksymalna wartość prądu impulsowego 15 ka. zastosowano całkowicie elektroniczne przełączanie kondensatorów 37przegląd  spawalnictwa vol. 90 2/2018 rys. 4. parametry prądu impulsowego fig. 4. impulse current parameters rys. 5. statyczna próba rozciągania próbki z karbem kt = 5,88, stal aisi 304 fig. 5. static sample tensile test with notch kt = 5.88, stal aisi 304 rys. 6. wykres wöhlera fig. 6. wöhler diagram tablica ii. żywotność próbek table ii. the viability of the samples przyrostu siły, 60 n/s co odpowiadało przyrostowi naprężenia 10 mpa/s. dzięki próbie statycznej (rys. 5) wstępnie ustalono progowe wartości sił, którymi należało obciążać próbkę podczas badań cyklicznych. na rysunku zestawiono wyniki pomiarowe z badań zmęczeniowych stali aisi 304 w skali podwójnie logarytmicznej. po wyznaczeniu krzywej wöhlera (rys. 6) wybrano jeden poziom, dla którego siła wynosiła fmax = 1100 n i na tym poziomie przebadano jeszcze dwie próbki z przerwą w badaniu, w której próbki były poddawane działaniu prądu, po czym badania kontynuowano aż do zniszczenia. w sumie dla progu 1100 n przebadano cztery próbki, nr 1 i 2 obciążano do zniszczenia, a próbki nr 3, 4, z przerwą na ekspozycję prądową. w tablicy ii zestawiono liczbę cykli do zniszczenia dla każ dej z próbek. na podstawie danych uzyskanych z eksperymentu powyższej tabeli można ocenić, że żywotność próbek po ekspozycji prądowej wzrosła (próbki 3 i 4). próbka 1   bez prądu próbka 2   bez prądu próbka 3  z prądem próbka 4  z prądem nf = 145912 nf = 156362 nf = 173268 nf = 174777 m ak sy m al na  c yk lic zn a  si ła  f m ax  [n ] liczba cykli n [–] σ  [m p a] ε [mm/mm] podsumowanie i wnioski  w pracy zaprezentowano wstępne wyniki badań zmęczeniowych wybranych próbek poddanych ekspozycji prądowej celem uzyskania informacji o możliwościach zwiększania żywotności zmęczeniowej wywołanej stymulacją prądową. stymulacja prądowa miała na celu inicjację zjawiska elektroplastyczności. w licznych pracach udokumentowano pozytywny wpływ tego zjawiska na ciągliwość materiału [5÷7]. zastosowano impulsy prądowe dodatnie o różnych czasach trwania oraz częstotliwościach. badania przeprowadzono na pulsatorze hydraulicznym mts 810, sterowano stałą amplitudą siły fmax = 1100 n (r = 0,1). rejestrowana liczba cykli do zniszczenia w grupie próbek po ekspozycji prądowej była większa niż w przypadku próbek niepoddanych ekspozycji prądowej (przeciętnie o ok. 11%). zakres dalszych prac badawczych koncentruje się na ocenie zmian temperatury i jej wpływu na mikrostrukturę materiału w trakcie ekspozycji prądowej. kolejnym istotnym elementem będzie próba (statystycznie ważna) oceny wpływu ekspozycji prądowej na żywotność próbek w zróżnicowanych warunkach obciążeniowych. uzyskane, wstępne wyniki zachęcają do dalszych analiz i studiów nad szeregiem czynników pozwalających wykorzystać zjawisko elektropulsacji wysokoprądowej w kontekście zwiększania trwałości zmęczeniowej narzędzi lub wyrobów otrzymywanych obróbką plastyczną. perspektywy aplikacyjne tego zjawiska wiążą się także z możliwością „leczenia pęknięć” w cienkościennych konstrukcjach metalowych – wymaga to jednak ugruntowanych badań o charakterze poznawczym. prace eksperymentalne zostały współfinansowane ze środków własnych katedry mechaniki i inżynierii materiałowej w ramach realizowanych badań podstawowych i aplikacyjnych zaawansowanych technologicznie rozwiązań z zakresu inżynierii materiałowej i mechaniki literatura [1] zimniak z., hankiewicz s.: badania magnetyczne procesów tłoczenia blach, obróbka plastyczna metali 17, 2006, s. 25-31. [2] kaleta j., lewandowski d., wiewiórski p.: 3d magnetovision scanner as a tool for investigation of magnetomechanical principles, solid state phenomena, vol. 154, 2009, pp. 181-186. [3] kaleta j., wiewiórski p.: construction of magnetic scanner for application in experimental mechanics, materiały konferencyjne 26th danubia adria symposium on advances in experimental mechanics, 23-26.09.2009, leoben, austria. [4] cohen m.h., barrett c.s.: physical review b 95, 1954, pp. 1094-1095. [5] machlin e.s.: journal of applied physics 30, 1959, pp. 1109-1110. [6] troitskii o.a, likhtman v.i.: akademiya nauk sssr 148, 1963, pp. 332-334. [7] song h., wang z.j.: microcrack healing and local recrystallization in pre-deformed sheet by high density electropulsing, materials science and engineering: a, volume 490, issues 1–2, 25 august 2008, pages 1-6, issn 0921-5093, http:// dx.doi.org/10.1016/j.msea.2007.12.037. [8] pilkey d.: stress concentration factors. a wiley-interscience publication, 1997. na tę że ni e  pr ąd u pr ze m ie sz cz en ie czas to ti ps 1 2016 www.pdf 46 przegląd spawalnictwa vol. 88 1/2016 a review of shunting effect in resistance spot welding efekt bocznikowania prądu podczas zgrzewania rezystancyjnego punktowego – przegląd zagadnienia mehdi jafari vardanjani – department of welding engineering, warsaw university of technology, poland , on sabbatical leave from the department of mechanical engineering, university of tehran, iran; jacek senkara – department of welding engineering, warsaw university of technology, poland; alireza arayee – department of mechanical engineering, university of tehran, iran. autor korespondencyjny/corresponding author: mehdijafari@ut.ac.ir abstract studies on shunting effect in resistance spot welding (rsw) have not been widely performed and limited researches were devoted to some aspects of it. shunting effect in rsw occurs when the electrical current passes through the preceded spot welds in the case of multi-spot welding. the amount of this current depends mostly on weld spacing, and to some extent, on the number and size of previous spot welds. the phenomenon causes some changes in the quality of shunted weld, such as nugget diameter decrease with consecutive reduction of mechanical strength due to changes in electrical current distribution and temperature distribution. recently some efforts have been made to develop equations for determine the relationship between the input welding parameters and the quality of spot welds. however, the problem needs deeper research and analysis. the paper reviews different approaches performed for simulation and analysis of shunting in rsw. keywords: resistance spot welding, shunting, review streszczenie badania efektu bocznikowania prądu przy punktowym zgrzewaniu rezystancyjnym (rsw) nie były dotąd szeroko prowadzone i niewiele badań było niektórym jego aspektom. zjawisko bocznikowania w trakcie rsw pojawia się w sytuacji przepływu prądu elektrycznego przez poprzedzające zgrzeiny w przypadku zgrzewania wieloseryjnego. wielkość prądu bocznikowania zależy głównie odległości pomiędzy zgrzeinami i w pewnej mierze od ilości i wymiarów poprzedzających zgrzein. zjawisko to powoduje różnicę jakości bocznikowanej zgrzeiny, poprzez zmniejszenie średnicy jej jądra zgrzeiny, co skutkuje obniżeniem wytrzymałości mechanicznej. zmiany te są skutkiem zmian rozkładu prądu zgrzewania i temperatury. ostatnio podjęto starania dla opracowania równań opisujących zależność pomiędzy parametrami wejściowymi zgrzewania z bocznikowaniem prądu a jakością zgrzein. zagadnienie to wymaga jednak głębszych badań i analiz. niniejsze opracowanie stanowi przegląd prac o różnym podejściu do symulacji i analizy rsw z efektem bocznikowania prądu. słowa kluczowe: zgrzewanie rezystancyjne punktowe, bocznikowanie prądu, stan zagadnienia introduction spot welding is the most often applied means among different types of resistance welding. this process is used for joining sheets, wire on sheet, and wire on wire in the regular scale or small scale rsw. one of the most important points in spot welding different structures is the mechanical strength of the product in the working conditions. much of the attention in research is usually devoted to the welding parameters and material aspects, but less care to such weld attributes as geometry and pattern of spot welds. but one of the important phenomenon which has been the subject of not sufficient studies in the past is a shunting effect. this effect appears when two or more weld spots exist in a row. since many products contain a number of spot welds close to each other, problems related to shunting are usually solved in practice on mehdi jafari vardanjani, jacek senkara, alireza. arayee the trial-to-error basis. therefore more research and analyze is needed on this harmful phenomenon. in the successive parts of the paper a specific literature review on shunting effect is given and discussed along with some suggestions for future research in the field. shunting effect location of previous spot welds causes the quality of the new spot. the main reason for this event is just shunting current; i.e. the current passing through the preceded spot [1]. although the other areas of the sheets are touching each other and may let some electrical current to pass, but the oxide layer and the lack of electrode pressure have significantly reduced shunting in these sections. 47przegląd spawalnictwa vol. 88  1/2016 fig. 1. the schematic of mechanism of shunting effect [1] rys. 1. schemat mechanizmu bocznikowania prądu [1] figure 1 shows the concept of shunting and flow of electrical current for the three consecutive nuggets. this change in electrical current distribution is the first effect of shunting. in a consequence a change of temperature distribution occurs which finally interferes with properties of the new nugget. one of the most explicit results observed is the reduction of the next spot nugget diameter associated in turn with changes in mechanical properties of the weld. all of the main welding parameters (welding current course, time schedule, electrode force, electrode geometry, etc.) and specific material properties (bulk resistance, surface conditions, etc.) influence shunting to a broader and more complex manner than a single spot weld. furthermore, other factors such as electrode life, electrode alignment, and workpiece gripping may also affect the shunting mechanism. investigating all of these effects will make an experiment matrix complex to handle [2]. fig. 2. cross-sectional view of shunting and shunted welds made on a 2 mm bare mild steel with 8 mm weld spacing [2] rys. 2. widok przekroju poprzecznego zgrzeiny bocznikowanej i zgrzein bocznikujących w stali niestopowej o grubości 2 mm [2]. odległość pomiędzy zgrzeinami 8 mm. sheets spot welding. an important result was the prove of reduction of the nugget size in the shunted welds due to shunting current. in addition, experimental results show weld spacing and surface condition to have the dominant effects on shunting. it is mentioned that in welding metals with large bulk resistivity relatively small weld spacing is sufficient to avoid shunting effect. therefore, a smaller weld spacing could be applied when welding steels when compare with spot welding aluminum alloys. electrode force is told to be inversely effective in the shunting level inside the critical spacing. higher thicknesses of materials welded need more spacing as it is harder to deform them and increase the contacting area. metallographic cross-sectional images revealed useful information in addition to the weld size. figure 2 shows a shunt weld with four subsequently made shunted welds [2]. as it is seen in the subsequent welds (second to fifth from the left), the dimensions and shapes of weld nuggets and heat affected zones (hazs) are changed. the haz in shunted welds became more asymmetric versus shunting nugget. in addition, due to the higher heat concentration in shunting nugget, the grains are larger than those seen in shunted nuggets. other factors such as surface roughness and electrode pressure were also introduced to be effective in shunting, however the spacing between welds was the most important factor. the material used in wang’s research was steel, therefore the results cannot be generalized for other metals. in another research of wang et. al. [10], monitoring of resistance spot weld quality including shunting was investigated using electrode vibration signals under abnormal welding conditions. figure 3 shows the effect of shunting current on the amplitude of vibration measured for multispot distant from each other. the sequence of welding of the spots starts from a to c. as it is claimed in this study, there exists the relationship between amplitude of vibrations and actual electrical current passing through the given spot. therefore the amplitude for spot c was less than that for spots b and a as it is seen in the diagram (fig. 3). the extent of research on shunting in this study is limited to this experimental comparison of vibration amplitudes with electrical current not increasing the knowledge on shunting mechanism. the effect of location of spots in multi-spot welding is an important issue which was investigated in studies by senkara and zhang [11,12]. they considered metallurgical and mechanical aspects of cracking during single and multispot welding of aa5754, experimentally and analytically. one of the most important results of this study is the discovered fact that cracking takes place during the cooling stage of spot welding, at only one side of the new nugget not adjacent to the previous weld. the main reason of such cracks appearance between the spots, reported in the study, is the existence of mechanical constraining from the previous spot weld. cracks propagate from that side of the new nugget which is free because the thermal tensile stresses are not constrained by any barrier. it is not clear if shunting has an impact onto the generation of such cracks during the spot welding process. experimental investigations among experimental studies related to shunting effect, the one of the oldest is related to the research done by hard et al. [3]. the report of this study proves that the tensional and shearing strengths of welds produced in the consecutive series of spots located in a certain distance are far less than these for single spot welds. in addition, they provided a method for measuring the shunting path, but the direct relationship between the electrical current and shunting level which is needed to reduce the shunting effect is not included into the study. the other experimental test was performed by blair [4] who considered the effect of some factors such as welding machine impedance, spot weld distance, sheet width, and sheet temperature on shunting. impedance is usually rather an unstable parameter in the course of rsw, therefore his results would be affected by this instability. nippes et al. [5] investigated also in the experimental way some aspects of shunting phenomenon in series of spot welds to explore the impact of selected factors such as distance, electrode geometry, material preparation, and electrode force. johnson [6] tried to find a minimum distance in order to reduce shunting effect in spot welding to some extent. in the experiments performed by howe [7], several types of steels of various thicknesses and surface conditions were studied to understand the shunting effect. since the weld spacing was larger than those specified by international institute of welding [8], he concluded that weld spacing was not a very efficient factor. but it should be noticed that experiments in this study were not designed to determine the minimum weld spacing regarding to shunting effect. wang et al. [9] in their experiments and analysis considered the effect of material, surface conditions, welding sequence, and other parameters on shunting current in steel 48 przegląd spawalnictwa vol. 88 1/2016 fig. 3. the electrode vibration amplitude curves under shunting conditions at a current of 9.8 ka for three consecutive welds. [10] rys. 3. krzywe amplitudy wibracji elektrod w warunkach bocznikowania prądu zgrzewania o wartości 9.8 ka dla trzech kolejnych zgrzein [10] fig. 6. projective views of electrode and weldments geometry for finite element modeling applied in [22] rys. 6. geometria elektrody i zgrzein zastosowana do modelowania metodą elementów skończonych w [22] analytical modeling among a very limited analytical models produced to date for rsw process with shunting effect a recent approach performed by li et al. [2] is presented. the concept of the study was to determine the heat amount required for production of sufficient nugget size and haz. as it is shown in figure 4, a simple geometry of the system was assumed for shunting mechanism. electrical current applied should be sufficient both to produce enough heat to make shunted nugget and the excess wasted due to passing through the shunting path. the main purpose of developed equations was to calculate minimum fig. 4. schematic of shunting in resistance spot welding according to [2] rys. 4. schemat bocznikowania prądu w zgrzewaniu rezystancyjnym punktowym wg. [2] fig. 5. dependence of minimal weld spacing on welding time and current for mild steel [2] rys. 5. zależność minimalnego odstępu pomiędzy kolejnymi zgrzeinami od czasu i prądu zgrzewania dla stali niestopowej [2] weld spacing required to avoid the shunting effect. the factors affecting this minimum distance were introduced as sheet thickness and contact resistance. welding time was told to be also effective in reduction of shunting minimum weld spacing. figure 5 shows the effect of welding time on the minimum possible weld spacing, referred as the weld pitch. as it is seen from the figure, welding time reduces this possible minimum weld spacing due to the fact that by increasing welding time the amount of heat generated at faying surfaces increases, and therefore weld spacing could be reduced when compare with shorter welding time. this conclusion is valid for a particular material of given thickness in a certain range of welding time. although the concept of such analytical approach is appreciated in terms of intuitiveness, the dependence on temperature is not fully introduced in the equations as they mostly rely on assumed nuggets’ geometry and the tracts used by electrical current passing through the sheets. however, as it is claimed, results of calculations confirm with experimental data. the model needs further validation since the experimental studies seem to be not sufficient due to the lack of the variety of materials and parameters’ range being investigated. finite element analysis (fea) there exist many fea studies on resistance spot welding in different fields commenced in 1960. they include such researches as simulation of thermal and electrical distribution (huh [13], archer [14], greenwood [15], tsai [16]), prediction of the electrical and thermal contact properties and contact radius (loulou et al. [17], okuda [18]), growth of nugget and thermal deformations (nied [19] ,gould [20], ma [24]), or electro-thermal and mechanical analysis (zhang [21], hou [25], hamedi [26]), to number only a few. although most of these studies have included different thermal, electrical and mechanical aspects of the rsw process, not many utilized models for finite element analyzing of shunting effect [22-23,27]. since there is no symmetry in the configuration in that case because of the existence of shunting current, 1d or 2d axisymmetric models used in previous fea studies for single rsw are of less use. however, the general electrical, thermal, and mechanical equations used in these studies can be utilized for analyzing shunting mechanism after some modifications of equations and boundary conditions. one of the interesting fea in the field is related to the finite element electro-thermal analysis performed by chang 49przegląd spawalnictwa vol. 88  1/2016 fig. 7. cross-section of specimens showing nugget geometry variation with weld time [22] rys. 7. przekrój poprzeczny próbek wykazujących zmianę geometrii jądra zgrzeiny w czasie zgrzewania [22] a) b) fig. 8. variation in distribution of temperature (a) along with electrical voltage and current distribution (b) in shunted nugget obtained by fea [22] rys. 8. zmiana rozkładu temperatury (a) oraz rozkładów napięcia i prądu (b) w czasie zgrzewania dla jądra zgrzeiny bocznikowanej, uzyskane metodą elementów skończonych [22] [22] with an experimental test added for verification of the model. his study is appreciated as one of the first numerical solutions for shunting. the model shown in fig. 6 indicates many simplifying assumptions in geometry however the main concepts are implemented. new boundary conditions for main electrical and thermal equations used in this analysis were introduced to include shunting parameters such as spacing, and shunting nugget size. experimental results obtained in this study point out that the shape of shunted welds differ from shunting ones (fig. 7). as welding time is increased, more asymmetry is seen in the shape of shunted nugget with its tendency to shift towards the shunting nugget. although, in general, increasing welding time should decrease the effect of shunting as more heat is generated at the faying interfaces, presented results stand in opposition to this. however, for the materials of relatively low electrical conductivity, non-negligible heat generation in the bulk occurs and therefore increasing the time of electrical current to pass via the shunting path yields to increase temperature next to the shunting nugget. figure 8 (a) and (b) indicate the results of electrical voltage and current, and temperature distribution, respectively. numerical calculations are compatible with mentioned experimental data. conclusions an attempt has been made to present a review of comprehensive literature available on shunting effect. the results of study could be summarized as follows: although many experimental, analytical and numerical efforts has been made to evaluate rsw performance in terms of diverse variables in welding of different alloys, specially steels and aluminum, the knowledge of shunting effect is still unsatisfactory. the large number of variables and their mutual interactions along with lack of some credible materials properties and their dependence on temperature make such studies difficult. main approach is focused on reduction shunting by determine the minimum spacing between spots for the given material thickness and welding schedule. vast majority of publications is devoted to steel than to other materials. although numerous fea were performed to explore rsw, they were mainly concentrated on single spot analysis by the use of 1d or 2d axisymmetric models which could not be useful for shunting effect modeling in 3d orthogonal space. in the numerable fea studies devoted to shunting, simplifications in electrode shape and configuration are usually significant. in analytical approaches toward the shunting, welding zone and haz are considered to be the one entity. such assumption reduces the precision of results since these areas consist their own temperature distribution which alter material properties during the process. references [1] zhang, h., senkara, j. (2012), „resistance welding: fundamentals and applications 2nd edition”, chapters 1-7, crc press, uk. [2] li, y. b., wang , b., shen, q., lou, m., zhang, h. (2013), „shunting effect in resistance spot welding steels — part 2: theoretical analysis”, welding journal 92, 231s-238s. [3] hard, a. r. (1948), „preliminary test of spot weld shunting in 24st alclad”, welding journal 27(6): 491-495. [4] blair r.h. (1947), „shunt circuit impedance in spot welding 1/8-, 1/4 and 1/2-in. mild steel”. welding journal 27(6), 491-495. [5] nippes e.f., savage w.f., robelotto s.m. (1955), „measurements of shunting currents in series spot welding 0.036-in. steel”. welding journal 34(6), 618s-624s. [6] johnson i.w. (1960), „spot welding of carbon steel”. welding journal 39(1) 89s-96s. 50 przegląd spawalnictwa vol. 88 1/2016 [7] howe, p. (1994), „spot weld spacing effect on weld button size”, sheet metal welding conference vi, paper c03, aws detroit section. [8] document no. iii-1005-93, section 6., „procedure for spot welding of uncoated and coated low carbon and high strength steels”, international institute of welding. [9] wang , b., lou, m., shen, q., li, y. b., zhang, h. (2013), „shunting effect in resistance spot welding steels — part 1: experimental study”, welding journal 92 (6), 182s-189s. [10] wang, x., li, y., meng, g., (2011), „monitoring of resistance spot weld quality using electrode vibration signals”, measurement science and technology, 1 11. [11] senkara, j., zhang, h., (2000), „cracking in spot welding aluminum alloy aa5754”, welding journal (79), 194s-201s. [12] zhang, h., senkara, j., wu, x., (2002), „suppressing cracking in resistance welding aa5754 by mechanical means”, transactions of the asme journal of manufacturing science and engineering, 124, 79-85. [13] huh , h., kang, w.j. (1997), „electro-thermal analysis of electrode resistance spot welding process by a 3-d finite element method”, journal of materials processing technology 63, 672–677. [14] archer, g. (1960), „calculations for temperature response in spot welds”. welding journal, 39, 327s-330s. [15] greenwood, j.a. (1961), „temperature in spot welding”, british welding journal 8 (6), 316–322. [16] tsai, c.l., jammal, o.a., papritan, j.c., dickinson, d.w. (1992), „analysis and development of a real time control methodology in resistance spot welding”, welding journal 70 (12), 339s–351s. [17] loulou, t., masson, p., rogeon, p. (2006), “thermal characterization of resistance spot welding”, numerical heat transfer part b: fundamentals 49 (6), 559–584. [18] okuda t. (1973), „spot welding of thick plates. part i: the law of thermal similarity”. japan welding soc. 21(9) [19] nied a. (1984), „the finite element modeling of resistance spot welding process”, welding journal 63 (4), 123–132. [20] gould, j. e. (1987), „an examination of nugget development during spot welding, using both experimental and analytical techniques”, welding journal, 66(2)1s-10s. [21] zhang,w. (2003), “design and implementation of software for resistance welding process simulations”, journal of material and manufacture 112 (5), 556–564. [22] chang, h. s. (1990), „a study on the shunt effect in resistance spot welding”. welding journal 69(8): 308-s to 317-s. [23] tsai, c. l., dai, w. l., dickinson, d. w., and papritan, j. c. (1991). „analysis and development of a real-time control methodology in resistance spot welding”. welding journal 70(12): 339-s to 351-s. [24] ma, n., murakawa, h. (2010), “numerical and experimental study on nugget formation in resistance spot welding for three pieces of high strength steel sheets”, journal of materials processing technology (210), 2045–2052. [25] hou, z., kim, i., wang, y., li, c., chen, c. (2007), „finite element analysis for the mechanical features of resistance spot welding process”, journal of materials processing technology (185), 160–165. [26] hamedi, m., eisazadeh, h., esmailzadeh, m. (2010), „numerical simulation of tensile strength of upset welded joints with experimental verification”, material & design (31), 2296–2304. [27] browne, d. j., chandler, h. w., evans, j. t., james, p. s., wen, j., and newton, c. j. (1995). „computer simulation of resistance spot welding in aluminum (part 2)”. welding journal 74(12): 417-s to 422-s. 201410_pspaw.pdf 3przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 ultradźwiękowe badanie wytrzymałości  wyrobów betonowych o złożonym kształcie geometrycznym ultrasound testing of strength for concrete products with complex geometric shape bohdan stawiski dr hab. inż. bohdan stawiski prof. nadzw. – politechnika wrocławska. autor korespondencyjny/corresponding author: bohdan.stawiski@pwr.wroc.pl wstęp wiadomo, że o wytrzymałości betonu w wyrobie decydują co najmniej dwa równoważne czynniki. jednym są parametry jakościowe mieszanki betonowej, a drugim technologia wykonania. o ile zagadnienia jakości mieszanki betonowej możemy badać w oparciu o istniejące normy [1, 2], to badanie wpływu technologii wykonania na parametry mechaniczne i fizyczne betonu w wyrobach o złożonych kształtach okazuje się istotnym problemem. nieudolnie problem ten próbuje się rozwiązać przez makrobadanie całego wyrobu. w przypadku np. pustaków betonowych, dla których decydującym parametrem jest wytrzymałość na ściskanie, jest to rozwiązanie zadowalające, lecz gdy takie badanie przenosi się np. na dachówki, to uzyskiwany efekt informacyjny jest niezadowalający. z pomocą w takich przypadkach przychodzą metody nieniszczące, a zwłaszcza metoda ultradźwiękowa [3, 4]. informacje na temat takich badań są ciągle niewystarczające, trudno dostępne, a przez to stosowanie ich jest wciąż wąskie [5, 6]. przykład zastosowania metody ultradźwiękowej do badania dachówek cementowych jest tematem niniejszego artykułu. dachówki badane zgodnie z normami, określone jako dobre jakościowo, na dachu często nie spełniają swojej funkcji. streszczenie gdy produkowany wyrób ulega uszkodzeniu lub zniszczeniu podczas użytkowania, to zawsze pojawia się pytanie o wytrzymałość materiału, z którego jest wykonany. w przypadku wyrobów o złożonym kształcie, małej grubości, zbadanie wytrzymałości może być trudne. przykładem takiego wyrobu jest dachówka zakładkowa formowana z „suchej” zaprawy cementowej metodą prasowania. do badań wykorzystano ultradźwięki. zamiast klasycznych głowic walcowych o dużej powierzchni kontaktowej zastosowano głowice punktowe. badano prędkość fali powierzchniowej w różnych obszarach dachówki, których grubość wynosiła od kilku do 40 mm. wykazano, że miejsca cienkie są dużo słabsze od obszarów grubszych. w najsłabszych, cienkich obszarach wytrzymałość była nawet kilkadziesiąt razy mniejsza niż w obszarach o większej grubości. słowa kluczowe: badania ultradźwiękowe, beton, wytrzymałość abstract when the manufactured product is damaged or destroyed during use, the question about strength of the material from which it was made always appears. for products with complex shape and low thickness, strength testing can be difficult. one example of such product is the interlocking roof tile formed using ‘dry’ cement mortar by the pressing method. ultrasounds are used for testing. instead of conventional cylindrical heads with large contact area, spot heads were used. surface wave velocity was tested in various areas of the roof tile the thickness of which was from several to 40mm. it was proven that thin areas are much weaker than thicker areas. in the weakest thin areas, strength was even several dozen times lower than in areas of higher thickness. keywords: ultrasonic testing, beton, strength 4 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 geneza podjętych badań w nowym budynku, po każdej zimie, na powierzchni dachu i w rynnach znajdowały się odłamane naroża dachówek (rys. 1). po oczyszczeniu dachu z pozostałości, uszkodzone dachówki wymieniano na nowe. taki stan nie może być akceptowany [7]. uszkodzone pokrycie dachówkowe nie gwarantuje właściwego zabezpieczenia budynku przed wodą opadową (rys. 2). pojawia się pytanie o przyczynę obserwowanych uszkodzeń. w pierwszej kolejności podejrzewana jest wada materiałowa. jednak dokumenty producenta potwierdzają spełnienie stawianych dochówkom wymagań i dobrą jakość dostarczonego wyrobu. badany dach miał małe nachylenie i płotki przeciwśniegowe, które zatrzymują śnieg. obciążenie dachu śniegiem w takim przypadku jest duże, a uszkodzenia w postaci odłamanych fragmentów dachówek powtarzają się po okresie zimowym. podjęto więc badania mające na celu określenie cech wytrzymałościowych materiału, szczególnie w obszarach występujących uszkodzeń, a także badania współpracy dachówek ze sobą pod obciążeniem śniegiem. rys. 1. przykład odłamanego naroża dachówki fig. 1. example of chipped corner of the roof tile rys. 2. odłamane naroże dachówki otwiera drogę dla wody do wnętrza dachu fig. 2. chipped corner of the roof tile opens the way for water to the roof interior metoda badania znormalizowane badania kontrolne dachówek przewidują sprawdzanie siły łamiącej dachówkę po 28 dniach od wyprodukowania [2]. nie przewiduje się sprawdzenia wytrzymałości zaprawy, z której wykonany jest wyrób. obserwowane uszkodzenia dachówek jednoznacznie wskazują, że uszkadzają się (odłamują) fragmenty dachówek (najczęściej naroża), a nie ulegają złamaniu całe dachówki. dachówka ze złamanym narożem przeniesie takie samo obciążenie jak dachówka nieuszkodzona. celowe więc byłoby sprawdzenie wytrzymałości kompozytu, z którego wyprodukowano dachówki przynajmniej w obszarach występujących uszkodzeń. jedyną metodą, nie nadmiernie skomplikowaną, która może dać odpowiedź na pytanie o rozkład wytrzymałości w dachówce, jest metoda ultradźwiękowa. metoda ta została wsparta badaniami wizualnymi oraz pomiarami geometrii dachówek, a dokładniej ich zwichrzenia. do badań ultradźwiękowych zastosowano zestaw pomiarowy złożony z próbnika materiałów unipan 541, współpracującego z głowicami „punktowymi” o częstotliwości 40 khz. głowice nadawczą i odbiorczą umieszczano na tej samej powierzchni (badano dachówki po stronie spodniej). mierzono czas przejścia fali powierzchniowej na stałej bazie pomiarowej 35 mm. przekroje poprzeczne dachówek na ogół są mocno urozmaicone pod względem kształtu i grubości (rys. 3). rys. 3. przekrój poprzeczny dwóch typów dachówek fig. 3. cross sections for two types of roof tiles badaniom poddano dachówki płaskie. ponieważ celem badań było określenie rozkładu wytrzymałości na ściskanie w różnych miejscach dachówek, należało określić zależność między wytrzymałością zaprawy a mierzoną prędkością fali powierzchniowej cp. z kilku dachówek wycięto z grubszych miejsc beleczki o wymiarach 4x4 lub 4x16 cm, które badano ultradźwiękami, a następnie w maszynie wytrzymałościowej określano siłę niszczącą i wytrzymałość na ściskanie. wyznaczono zależność korelacyjną fc = f(cp) (rys. 4), z której obliczano wytrzymałość zaprawy w dachówkach. rys. 4. zależność korelacyjna między prędkością fali powierzchniowej cp a wytrzymałością na ściskanie fc próbek wyciętych z dachówek fig. 4. correlation dependence between surface wave velocity cp and compressive strength fc, for samples cut from roof tiles 5przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 dachówki badano ultradźwiękami za pomocą głowic punktowych, w miejscach pokazanych na rysunkach 5 i 6. ponadto badano wytrzymałość kompozytu w strefie odłamanych naroży. rys. 5. przekrój poprzeczny dachówki. strzałkami pokazano miejsca na szerokości przekroju, w których określano prędkość fali cp i wytrzymałość betonu fc fig. 5. cross section of the roof tile. the arrows indicate points in the cross section width where wave velocity cp and concrete strength fc were determined rys. 6. pomiar czasu przepływu impulsu przez badany materiał na stałej bazie 35 mm fig. 6. measuring the time of impulse flow through the tested material on fixed base l = 35 mm zbadano 10 dachówek, w tym 4 z uszkodzeniami (odłamane naroża) i 6 bez uszkodzeń (niewbudowanych). uśrednione wytrzymałości kompozytu cementowego (betonu) w badanych obszarach podano w tablicy i. tablica i. średnia wytrzymałość kompozytu cementowego, w badanych obszarach dachówek (w mpa) table i. mean strength of cement composite, in the tested areas of roof tiles (in mpa) nr dachówki obszar badania 1 3 7 17 28 32 strefa przy odłamie u1 u2 u3 u4 d1 d2 d3 d d5 d6 23,19 21,49 23,19 22,75 19,48 31,11 18,32 23,24 10,25 13,69 43,90 45,81 63,68 69,03 60,67 36,64 59,93 37,45 33,21 36,82 74,14 52,60 64,93 63,74 71,74 58,68 46,22 43,87 44,98 62,70 26,84 36,38 24,30 24,69 24,97 26,22 52,69 16,29 21,49 22,54 75,37 58,29 55,35 63,52 47,90 58,26 51,41 41,12 46,21 54,72 0,82 14,49 10,54 0,68 11,23 12,78 9,67 14,04 13,33 12,74 14,27 12,62 11,65 12,17 średnia 20,67 48,71 58,36 27,64 55,21 11,83 12,67 odchylenie standardowe 5,75 13,30 10,99 10,14 9,67 5,12 1,13 rys. 7. rozkład wytrzymałości na ściskanie kompozytu cementowego w dachówkach uszkodzonych fig. 7. distribution of compressive strength for cement composite in damaged roof tiles dyskusja wyników badań skrajne (zakładkowe) fragmenty dachówek (rys. 5) oznaczone liczbami 1 i 32 są najsłabsze. średnia wytrzymałość to 11,8 i 20,6 mpa. również strefa środkowa ma zbliżoną wytrzymałość 27,6 mpa (rys. 7, 8). w sąsiedztwie odłamanych naroży wytrzymałość tworzywa cementowego dachówek jest również niska, wynosi 11÷14 mpa (tabl. i). rys. 8. rozkład wytrzymałości na ściskanie kompozytu cementowego w dachówkach nowych fig. 8. distribution of compressive strength for cement composite in new roof tiles 6 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 literatura [1] pn-en 490:2012. concrete roofing tiles and fittings for roof convering and wall cladding – product specifications. [2] pn-en 491:2006. dachówki i kształtki dachowe cementowe do pokryć dachowych i okładzin ściennych. [3] gudra t., stawiski b.: charakterystyka głowic ultradźwiękowych do badania betonu za pomocą fal powierzchniowych [w:] materiały xxxviii otwartego seminarium z akustyki osa-91, ippt pan, warszawa 1991, s. 93-96. [4] stawiski b.: wizualne i ultradźwiękowe badania dachówek ceramicznych [w:] materiały 37 krajowej konferencji badań nieniszczących, sobieszowo 2008, s.105-109. [5] gudra t., stawiski b.: non-destructive strength characterization of concrete using surface wawes. ndt&eint. 2000 vol. 33 nr 1, s. 1-6. [6] stawiski b.: ultradźwiękowe badania betonów i zapraw głowicami punktowymi. oficyna wydawnicza politechniki wrocławskiej, monografie nr 39, 2009. [7] schabowicz k.: wady i uszkodzenia pokryć dachowych z dachówek cementowych. izolacje nr 4, 2009, s. 30-32. wnioski poprawa jakości produkowanej dachówki cementowej będzie możliwa wtedy, kiedy poprawiona zostanie jednorodność kompozytu cementowego w wyrobie. badania ultradźwiękowe okazały się bardzo dobrym narzędziem do wykrywania obszarów o zaniżonych parametrach wytrzymałościowych. niewątpliwie przyczyną wysokiej niejednorodności tworzywa cementowego w dachówce są niedostatki technologii prasowania i dojrzewania, która nie zapewnia równomiernego zagęszczenia mieszanki na całej powierzchni. obszary bardzo cienkie (kilkumilimetrowe) prawdopodobnie nie uzyskują takiego samego stopnia zhydratyzowania jak obszary o większej grubości (kilkadziesiąt milimetrów). po szybkim odparowaniu wody z masy cementowej proces hydratacji jest zatrzymany i nie następuje również przyrost wytrzymałości. gdyby kontrola produkowanych dachówek zakładała sprawdzenie niejednorodności cech mechanicznych w dachówkach np. metodą ultradźwiękową, to wymuszałoby to poprawę technologii produkcji, a w konsekwencji jakości wyrobów. ograniczenie metody kontrolnej do sprawdzenia tylko siły łamiącej jest nadmiernym uproszczeniem i nie odpowiada oczekiwaniom. najwyższą wytrzymałość mają najgrubsze pasma w dachówkach. osiągnęły one w badanych elementach średni poziom 55÷58 mpa. w trakcie normatywnego badania na złamanie to te fragmenty decydują o wielkości siły niszczącej, a odłamują się naroża nawet czterokrotnie słabsze. pod obciążeniem (szczególnie śniegiem) słabsze części dachówek, bardzo cienkie, odłamują się. bardzo ważnym parametrem jest także rozrzut wyników wokół średniej, którego miarą jest odchylenie standardowe. w obszarach mocnych (środkowych) odchylenie standardowe jest duże, ponad 10 mpa, w skrajnych pasach dachówek odchylenie liczbowo jest mniejsze (ponad 5 mpa), ale w stosunku do wartości średniej 11,83 mpa jest bardzo duże. w dwóch z czterech uszkodzonych dachówek średnia wartość w tym skrajnym pasie była niższa od 1 mpa. pomiary geometrii dachówek wykazały dość znaczne deformacje z płaszczyzny (rys. 9), znacznie przekraczające wartości dopuszczalne, nawet dwukrotnie. deformacje, w połączeniu z dużym obniżeniem wytrzymałości w skrajnych obszarach są przyczyną łamania dachówek. rys. 9. znaczna deformacja dachówki, wygięcie z płaszczyzny wynosi 5 mm fig. 9. considerable deformation of the roof tile, bending from the plane is 5 mm ps 1 2018 01 oskrobek rogowski 15przegląd  spawalnictwa vol. 90 1/2018 zastosowanie niskoenergetycznego procesu cmt   do lutospawania złączy miedź – stal kwasoodporna  w różnych osłonach gazowych  the application of low heat input cmt process in braze welding copper – high-alloy steel joints in various shielding gases dr inż. tomasz wojdat, dr inż. paweł kustroń, inż. filip skuratowicz, piotr michalak, patrycja piotrowska – politechnika wrocławska. autor korespondencyjny/corresponding author: tomasz.wojdat@pwr.edu.pl streszczenie w artykule przedstawiono problematykę związaną z wykonaniem połączeń lutospawanych miedzi ze stalą kwasoodporną o strukturze austenitycznej. złącza wykonane zostały niskoenergetyczną metodą cmt oraz mig łukiem pulsującym na zrobotyzowanym stanowisku przy zastosowaniu osłony gazowej argonu oraz helu. przedstawiono wyniki badań wizualnych, metalograficznych oraz wytrzymałościowych. na ich podstawie stwierdzono, iż proces cmt pozwala na wytworzenie złączy o wysokiej jakości, przy dostarczeniu niżej energii cieplnej niż metody klasyczne. słowa kluczowe: lutospawanie; złącza różnoimienne; niskoenergetyczne metody spawania; metoda cmt abstract within the scope of this article, the issue of creating braze-weld joints of copper and high alloy steel is discussed in detail. the joints were made by using a low-energy cmt welding method and mig with pulsing arc on a robotized set-up in argon and helium shielding. the results of visual, metallographic and strength test are presented. based on them, it has been concluded that the cmt process allows for creating high quality joints, while requiring a lower heat input. keywords:  braze welding; dissimilar joints; low heat input welding methods; cmt method wstęp rozwiązania stosowane w nowoczesnym przemyśle motoryzacyjnym czy elektrycznym, wymagają często łączenia ze sobą technologiami spawalniczymi różnoimiennych, najczęściej cienkościennych materiałów konstrukcyjnych. dążenie do redukcji masy, która przekłada się na większą ekonomiczność czy ekologiczność konstrukcji, wymaga łączenia ze sobą materiałów o znacznych różnicach właściwości fizykochemicznych jak np. temperatura topnienia, rozszerzalność czy przewodność cieplna. znacznie utrudnia to opracowanie procesu spajania umożliwiającego wykonanie złącza o wymaganej jakości. z tego właśnie powodu przedmiotem ciągłych badań są technologie spawalnicze takie jak lutospawanie, które pozwala na łączenie znacznie szerszej gamy materiałów, niż klasyczne spawanie łukowe. dodatkowo zauważalny jest znaczny rozwój niskoenergetycznych metod łączenia materiałów, które umożliwiają dokładniejszą kontrolę nad ciepłem wprowadzonym do złącza. do metod tych zaliczyć można: stt firmy lincoln electric, cbt firmy daihen czy przedstawiona w niniejszym artykule metoda cmt – firmy fronius [1÷4]. tomasz wojdat, paweł kustroń, filip skuratowicz, piotr michalak, patrycja piotrowska przeglad welding technology review metoda spawania cmt ( z ang. cold metal transfer) jest odmianą procesu gmaw (z ang. gas metal arc welding), polegającą na spawaniu łukiem zwarciowym z technologią mechanicznego oddzielenia kropli metalu od końca drutu elektrodowego. w klasycznej metodzie spawania gmaw łukiem zwarciowym, kropla przechodzi do jeziorka wskutek wzrostu natężenia prądu zwarcia, który rozrywa przewężenie ciekłego metalu, powodując wprowadzenie dodatkowego ciepła do złącza. w przypadku metody cmt, w momencie wystąpienia zwarcia układ sterujący podawaniem drutu doprowadza do jego cofnięcia, co skutkuje mechanicznym zerwaniem przewężenia. umożliwia to zmniejszenie energii liniowej spawania, znaczne zmniejszenie ilości występującego rozprysku oraz poprawę estetyki złącza w porównaniu do spawania łukiem zwarciowym [1,3]. połączenia miedź – stal austenityczna znalazły zastosowania w budowie urządzeń chłodniczych oraz uzwojeń stojanów generatorów dużej mocy. możliwe jest ich łącznie metodami lutowania twardego z użyciem topników lub w pró żni, metodami zgrzewania tarciowego i metodami o dużej doi: http://dx.doi.org/10.26628/ps.v90i1.848 16 przegląd  spawalnictwa vol. 90 1/2018 rys. 1. stanowisko badawcze do spawania metodą cmt fig. 1. the test set-up for cmt welding koncentracji energii (spawanie laserowe lub wiązką elektronów). dobre rezultaty można uzyskać przy zastosowaniu metody tig [5] lub niskoenergetycznych metod jak cbt [3]. znaczącymi problemami w łączeniu stali austenitycznej z miedzą jest ich duża różnica w temperaturze topnienia oraz przewodności cieplnej. przebieg i wyniki badań celem badań było określenie przydatności zastosowania metody cmt do lutospawania materiałów różnoimiennych. otrzymane złącza zostały poddane badaniom nieniszczącym oraz niszczącym, w wyniku których oceniona została ich jakość oraz właściwości wytrzymałościowe. wyniki badań zostały porównane z wynikami uzyskanymi dla złączy wykonanych klasyczną metodą mig puls. lutospawanie zostało przeprowadzone w osłonie argonu lub helu. próby lutospawania przeprowadzono na zrobotyzowanym stanowisku spawalniczym przedstawionym na rysunku 1, składającym się z: inwertorowego źródła prądu transpuls synergic 3200 cmt firmy fronius, podajnika drutu vr 7000cmt 4r/g/w/f++ oraz robota kawasaki serii ba z zamontowanym uchwytem spawalniczym robacta drive cmt pap w. do wykonania złączy próbnych użyto blach miedzianych gat. cu-etp w stanie miękkim r220 (wg pn-en 1625:1999) o wymiarach 2,0 x 250 x 100 oraz blach ze stali kwasoodpornej austenitycznej x5crni18-10 (wg pn-en 10088-2:2014) o wymiarach 2,0 x 250 x 100 i 1,0 x 250 x 100. skład chemiczny oraz właściwości wybranych materiałów przedstawiono w tablicy i oraz tablicy ii. jako materiał dodatkowy do lutospawania zastosowano spoiwo na bazie miedzi cusi3mn1 o średnicy 1,0 mm. jego skład chemiczny wraz z własnościami mechanicznymi przedstawiono w tablicy iii. w ramach badań założone zostało wykonanie złączy doczołowych oraz zakładkowych. złącza doczołowe wykonane zostały z blach o grubości 2 mm, złącza zakładkowe z blach miedzianych o grubości 2 mm oraz blach ze stali kwasoodpornej o grubości 1 mm. z racji grubości blach wynoszącej 2 mm, krawędzie blach przeznaczone na złącza doczołowe nie zostały ukosowane. powierzchnia blach została wyczyszczona włókniną stalową i odtłuszczona. blachy zostały zamocowane na stole, za pomocą ścisków spawalniczych. przed właściwym procesem wykonania złączy, wykonane zostały wstępne próby lutospawania. na ich podstawie dobrane zostały parametry procesu lutospawania użyte do wykonania złączy do dalszych badań. drut spawalniczy przesunięty został 2 mm w kierunku miedzi, w celu wprowadzania większej ilości ciepła do materiału o znacznie większej przewodności cieplnej niż stal austenityczna. uchwyt spawalniczy pochylono pod kątem 15° w kierunku przeciwnym do kierunku lutospawania, długość wolnego wylotu drutu wynosiła 12 mm. wykonano 4 doczołowe złącza próbne: metodą cmt w osłonie argonu oznaczone jako cmt ar, metodą cmt w osłonie helu oznaczone jako cmt he oraz metodą mig łukiem pulsującym w osłonie tych samych gazów oznaczone jako puls ar oraz puls he. wykonane zostały również 2 zakładkowe złącza próbne, lutospawane metodą cmt w osłonie argonu i helu oznaczone kolejno jako cmt ar z oraz cmt he z. parametry wykonania złączy próbnych przedstawiono w tablicy iv. tablica i. skład chemiczny i właściwości miedzi cu-etp w stanie r220 [6] table i. chemical composition and properties of cu-etp in r220 condition [6] tablica ii. skład chemiczny i właściwości stali austenitycznej x5crni18-10 [7] table ii. chemical composition and properties of austenitic steel x5crni18-10 [7] tablica iii. skład chemiczny oraz własności wytrzymałościowe spoiwa cusi3mn1 [8] table iii. chemical composition and mechanical properties of cusi3mn1 filler material [8] oznaczenie skład chemiczny [% wag.] temperatura  topnienia [°c] wytrzymałość   na rozciąganie rm  [mpa] wydłużenie  względne a50 [%] cu-etp cu bi o pb inne  reszta 0,0005 0,04 0,005 0,03 1085 min. 220÷260 min. 33 oznaczenie skład chemiczny [% wag.] temperatura  topnienia [°c] wytrzymałość   na rozciąganie rm  [mpa] wydłużenie  względne a80 [%] x5crni18-10 fe c cr ni si mn reszta 0,07 17,5÷19,5 8,0÷10,5 1,0 2,0 1455 540÷750 min. 45 spoiwo skład chemiczny temperatura   topnienia [°c] umowna granica  plastyczności  rp0,2 [mpa] wytrzymałość   na rozciąganie rm  [mpa] wydłużenie  względne a5 [%]cu si mn inne cusi3mn1 reszta 2,9 0,9 maks. 0,5 970 150 350 40 17przegląd  spawalnictwa vol. 90 1/2018 rys.  2.  lutospawane złącza próbne: a) lico lutospoiny cmt ar; b) grań lutospoiny cmt ar; c) lico lutospoiny cmt he; d) grań lutospoiny cmt he; e) lico lutospoiny puls ar; f) grań lutospoiny puls ar; g) lico lutospoiny pulse he; h) grań lutospoiny pulse he; i) lico lutospoiny cmt ar z; j) lico lutospoiny cmt he z fig. 2. the view of test braze-welded joints: a) face of braze weld cmt ar; b) root of braze weld cmt ar; c) face of braze weld cmt he; d) root of braze weld cmt he; e) face of braze weld puls ar; f) root of braze weld puls ar; g) face of braze weld puls he; h) root of braze weld puls he; i) face of braze weld cmt ar z; j) face of braze weld cmt he z rys. 3. przykładowe przełomy złączy lutospawanych po próbie rozciągania: a) przełom w swc miedzi, cmt he oraz b) przełom w swc miedzi, cmt ar fig. 3. exemplary fractures of braze welded joins after tensile test: a) fracture in copper’s haz, cmt he and b) fracture in copper’s haz, cmt ar rys. 4. zestawienie pomiarów mikrotwardości złączy cu-etp – x5crni18-10 dla poszczególnych metod lutospawania i gazów osłonowych fig. 4. microhardness overview of cu-etp – x5crni18-10 joints for each braze welding method and shielding gas tablica iv. parametry procesu lutospawania table iv. parameters of arc braze welding process na rysunku 2 przedstawiono widok lica oraz grani poszczególnych złączy lutospawanych. w przypadku cmt ar, cmt he, puls ar, cmt ar z oraz cmt he z uzyskane zostały złącza o zadowalającym wyglądzie zewnętrznym i bez widocznych niezgodności zewnętrznych. złącze puls he charakteryzowało się nierównym licem oraz znacznym rozpryskiem, a w obszarze grani zauważony został brak zwilżenia stali austenitycznej o długości l = 35 mm w połowie długości złącza. nie zostały zauważone nadtopienia materiału stali austenitycznej. oznaczenie próbki natężenie  prądu i [a] napięciu  łuku u [v] prędkość  spawania  [cm/min] energia  liniowa  [kj/cm] cmt ar 170 12 55 1,78 cmt he 143 16 60 1,83 puls ar 179 20 55 3,12 puls he 146 22 60 2,57 cmt ar z 140 12 60 1,34 cmt he z 128 16 80 1,23 statyczna próba rozciągania statyczną próbę rozciągania lutospawanych złączy doczołowych wykonano na maszynie wytrzymałościowej louis schopper. prędkość posuwu belki poprzecznej wynosiła 0,2 cm/min, zakres pomiarowy do 10 kn. próbki do badań wytrzymałościowych wykonane zostały zgodnie z pn-en iso 4136:2013 [9]. z każdego złącza pobranych zostało 5 próbek. średnia wytrzymałość złączy wykonanych metodami cmt i mig puls w osłonie ar i he przy użyciu spoiwa cusi3mn1 wyniosła w zakresie 217÷223 mpa, w zależności od złącza. niezależnie od zastosowanej metody czy gazu osłonowego wyniki cechowała niewielka zmienność, różnice między skrajnymi wynikami nie przekraczały 10 mpa. do przełomów dochodziło w obszarze swc miedzi (rys. 3). wytrzymałość otrzymanych złączy jest zbliżona do wytrzymałości użytej miedzi (tabl. i). pomiary mikrotwardości   pomiary mikrotwardości wykonane zostały na przygotowanych zgładach metalograficznych metodą vickersa przy obciążeniu 0,1 kg. do przeprowadzenia pomiarów wykorzystano twardościomierz hvs-1000 firmy sinowon. pomiary mikrotwardości przeprowadzono w dwóch liniach: pierwszej w odległości podwojonej przekątnej próbnego odcisku od górnej krawędzi blachy oraz drugiej w tej samej odległości od dolnej krawędzi blachy. wykonano 13 pomiarów mikrotwardości w każdej linii, pomiary 1÷5 wykonane zostały w miedzi, pomiary 6÷10 w obszarze lutospoiny a pomiary 11÷13 w obszarze stali austenitycznej. wyniki pomiarów zostały uśrednione, celem uzyskania miarodajniejszego rozkładu mikrotwardości na długości próbki. na rysunku 4 zestawiono wyniki pomiarów mikrotwardości dla każdej z próbek. a) c) b) d) e) g) i) f) h) j) a) b) 0 punkty pomiarowe cu-etp lutospoina x5crni18-10 cmt ar cmt he plus ar plus he m ik ro tw ar do ść  h v 0, 1 240 220 200 180 160 140 120 100 80 60 40 20 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 18 przegląd  spawalnictwa vol. 90 1/2018 w obszarze lutospoiny zaobserwowane zostały różnice w mikrotwardości między poszczególnymi złączami, dochodzące do 40 hv0,1. ich przyczyną może być niejednorodna struktura lutospoiny, spowodowana wtrąceniami pochodzącymi z nadtopionej stali kwasoodpornej, co skutkuje zwiększeniem mikrotwardości. badania metalograficzne   z wykonanych złączy wycięte zostały próbki, które zostały zainkludowane w żywicy epoksydowej. celem wykonania zgładów metalograficznych, próbki zostały szlifowane rys. 5. makrostruktury złączy lutospawanych: a) cmt ar; b) cmt he; c) puls ar i d) puls he fig. 5. macrostructure of braze welded joints: a) cmt ar; b) cmt he; c) puls ar and d) puls he rys. 6. mikrostruktury złączy lutospawanych: a) mikrostruktura lutospoiny, cmt ar; b) strefa wtopienia w materiał miedzi, cmt ar; c) strefa zwilżenia stali austenitycznej spoiwem, cmt ar; d) obszary miejscowego stopienia stali austenitycznej z pęknięciami, puls he; e) widok złącza lutospawanego, cmt he z; f) obszar zwilżenia stali austenitycznej, cmt ar z fig. 6. microstructure of braze welded joints: a) braze weld microstructure, cmt ar; b) fusion area between copper and braze weld, cmt ar; c) contact area between austenitic steel and braze weld, cmt ar; d) areas of local melting of austenitic steel with fractures, puls he; e) view of braze welded joint, cmt he z; f) contact area between austenitic steel and braze weld, cmt ar z na papierach ściernych o gradacji od 400 do 2500, a następnie zostały wypolerowane przy użyciu zawiesiny diamentowej o wielkości ziarna 1 μm. obserwacje makroskopowe zostały przeprowadzone przy użyciu mikroskopu olympus szx7, do przeprowadzenia obserwacji mikroskopowych użyto mikroskopu świetlnego olympus ck40m oraz skaningowego mikroskopu elektronowego phenom g2 pro wyposażonego w detektor bse. na podstawie badań makrostruktury złączy lutospawanych (rys. 5) stwierdzono, iż najkorzystniejsza makrostruktura występuję w przypadku zastosowania procesu cmt w osłonie ar (rys. 5a). nie doszło do znacznych nadtopień stali austenitycznej, które występują w pozostałych a) b) c) d) a) b) c) d) e) f) 19przegląd  spawalnictwa vol. 90 1/2018 rys. 7. mikrostruktura złączy lutospawanych w mikroskopii sem: a) pęknięcie międzykrystaliczne w obszarze stali austenitycznej, cmt ar, pow. x1000; b) pęknięcie międzykrystaliczne, cmt ar, pow. x3000; c) pęknięcie międzykrystaliczne pod strefą nadtopienia, puls he, pow. x1000; d) obszar warstwy dyfuzyjnej na powierzchni stali austenitycznej, puls ar, pow. x3000 fig. 7. microstructure of braze welded joints viewed in sem microscopy: intercrystalline fracture in austenitic steel, cmt ar, mag. x1000; b) intercrystalline fracture, cmt ar, mag. x3000; c) intercrystalline fracture under local partial melting of steel; puls he, mag. x1000 d) view of diffusion layer in steel, puls ar, mag. x3000 próbkach (rys. 5b, 5c i 5d). ponadto próbka cmt ar cechuje się najmniejszą szerokością grani i pełnym zwilżeniem powierzchni stali w jej obrębie. w obszarze grani próbki puls he (rys. 5d) występuje brak zwilżenia stali spoiwem. w wyniku badań mikroskopowych zbadana została mikrostruktura złączy lutospawanych (rys. 6). w obszarze mikrostruktury próbki cmt ar (rys. 6c) nie zaobserwowano rozległych stref miejscowego stopienia stali austenitycznej, które zostały zaobserwowane w mikrostrukturach pozostałych złączy doczołowych (rys. 6d). w każdym złączu doczołowym obecne są pęknięcia pod obszarem lutospoiny w głąb stali austenitycznej. w samych lutospoinach nie stwierdzono pęknięć, jedynymi niezgodnościami zaobserwowanymi w ich obszarze są globularne wydzielenia stali austenitycznej, powstałe w wyniku jej nadtopienia (rys. 6d). w mikrostrukturze złączy zakładkowych (rys. 6e, 6f) nie stwierdzono obecności pęknięć w obszarze stali austenitycznej. jest to najpewniej spowodowane odmienną konstrukcją złączy zakładkowych. w trakcie krzepnięcia lutospoin stal austenityczna odkształcana jest w kierunku normalnym do powierzchni blachy, w przeciwieństwie do złączy doczołowych, gdzie kierunek odkształceń jest styczny do powierzchni blachy. obserwacje za pomocą mikroskopu elektronowego sem wskazały na międzykrystaliczny charakter pęknięć w stali austenitycznej (rys. 7a, 7b, 7c). pęknięcia te występowały wyłączenie pod obszarem lutospoiny, nie zostały zaobserwowane w materiale niezwilżonym spoiwem. charakter tych pęknięć został opisany w [3]. znaczne naprężenia rozciągające, powstałe wskutek wielokrotnie szybszego odprowadzania ciepła przez blachę miedzianą, umożliwiły wniknięcie lutu do gra nic ziaren, co doprowadziło do powstania pęknięć na gorąco. ich brak w obszarze stali niezwilżonej spoiwem, wskazuje na poprawność opisanego powyżej mechanizmu ich powstawania. na rysunkach 7b oraz 7d przedstawiających próbkę cmt ar widoczna jest warstwa dyfuzyjna na powierzchni stali oraz w obszarze pęknięcia. jej grubość wynosi w granicach 2÷3 μm zależnie od miejsca pomiaru. w obszarze pozostałych próbek cmt he, puls ar i puls he z racji wystąpienia lokalnych nadtopień (rys. 7c) grubość warstwy dyfuzyjnej cechuje się znaczną zmiennością i nie jest przedmiotem pomiarów. a) b) c) d) 20 przegląd  spawalnictwa vol. 90 1/2018 wnioski  na podstawie przeprowadzonych badań sformułowane zostały następujące wnioski: 1. metoda lutospawania cmt umożliwiła wytworzenie poprawnych złączy doczołowych oraz zakładkowych miedź – stal kwasoodporna przy wprowadzeniu znacznie mniejszej energii cieplnej w stosunku do klasycznej metody mig łukiem pulsującym oraz przy znacznie mniejszym rozprysku obniżającym walory estetyczne złącza; 2. złącze doczołowe wykonane metodą cmt w osłonie argonu cechowało się nieznacznym nadtopieniem powierzchni stali austenitycznej, w odróżnieniu od złączy wykonanych metodami mig łukiem pulsującym w osłonie argonu i helu oraz cmt w osłonie helu, które odznaczały się widocznymi nadtopieniami stali austenitycznej; 3. obecność pęknięć w obszarze stali austenitycznej złączy doczołowych nie ma wpływu na wytrzymałość statyczną złączy, gdyż każda statyczna próba rozciągania kończyła się przełomem w obszarze miedzi. jednakże wpływ tych pęknięć na wytrzymałość zmęczeniową badanych złączy jest najpewniej znaczny i zależny od warunków eksploatacyjnych złączy; 4. w obszarze mikrostruktury złączy zakładkowych nie zaobserwowano występowania pęknięć, które obecne są w każdym złączu doczołowym. jest to spowodowane prawdopodobnie odmiennym rozkładem naprężeń w złączu zakładkowym, które działają normalnie do powierzchni blachy ze stali austenitycznej, co nie powoduje dyfundowania miedzi po granicy ziaren, doprowadzając do pęknięć gorących. literatura [1] mirski z., pękala p.: spawanie metodą cmt (cold metal transfer) w porównaniu z klasyczną metodą mag w przemyśle motoryzacyjnym, przegląd spawalnictwa, vol. 88 (2), s.15-20, 2016. [2] wojdat t., kustroń p., lange a., łącka i.: badania właściwości złączy lutospawanych aluminium ze stalą wykonanych przy użyciu spoiw na bazie al i zn, przegląd spawalnictwa, vol.89 (7), s. 22-25, 2017. [3] czupryński a., kik t., górka j.: wykorzystanie niskoenergetycznego procesu cbt do łączenia stali wysokostopowej z miedzią, przegląd spawalnictwa, vol. 87 (5), s. 2130, 2015. [4] białucki p., ambroziak a., derlukiewicz w., lange a., glezman m.: właściwości złącz lutospawanych aluminium ze stalą, przegląd spawalnictwa, vol. 85 (9), s. 40-44, 2015. [5] mirski z., granat k., prasałek a.: spawanie metodą tig miedzi ze stalą austenityczną, przegląd spawalnictwa, vol. 79 (8), s. 58-63, 2007. [6] pn-en iso 1652:1999 miedź i stopy miedzi – płyty, blachy, taśmy i krążki ogólnego przeznaczenia. [7] pn-en iso 10088-2:2014-12 stale odporne na korozję część 2: warunki techniczne dostawy blach cienkich/grubych i taśm ze stali nierdzewnych ogólnego przeznaczenia. [8] pn-en 13347:2004 miedź i stopy miedzi – pręty i druty do spawania i lutospawania. [9] pn-en iso 4136:2013 badania niszczące złączy spawanych metali – próba rozciągania próbek poprzecznych. 201208_pspaw.pdf 54 przegląd spawalnictwa 8/2012 ryszard pakos wpływ metody cięcia na właściwości stalowej krawędzi ciętej the cutting method influence on properties of cut edge dr inż. ryszard pakos – zachodniopomorski uniwersytet technologiczny w szczecinie. streszczenie w artykule opisano wpływ procesu cięcia na jakość krawędzi ciętej ze szczególnym uwzględnieniem szerokości strefy wpływu ciepła, rozkładu twardości od krawędzi ciętej oraz zmiany struktury od krawędzi ciętej w głąb materiału. określone właściwości opisano dla cięcia plazmowego, laserowego, tlenowego oraz mechanicznego papierami ściernymi. abstract the paper describes the impact of the cuts on the quality of the cut edges with particular reference to the width of the haz, hardness distribution from the edge of the cut and changes in the structure of the edge cut into the material. the specific characteristics described for plasma, laser beam, oxygen cutting and also for mechanical cutting with the use of abrasive papers. wstęp rozwój procesów spajania i nierozłączny z tym wzrost wymagań jakościowych przy wytwarzaniu konstrukcji spawanych pociąga za sobą konieczność rozwoju technik pokrewnych wpływających bezpośrednio na jakość tych konstrukcji, a w konsekwencji na bezpieczeństwo techniczne wyrobu. dzisiejszym konstrukcjom stawiany jest jeden główny cel, tzn. muszą być bezpieczne dla użytkownika i środowiska. środkiem zapewniającym stworzenie jednolitego systemu bezpieczeństwa urządzeń i konstrukcji jest ujednolicenie prawa, czyli jego harmonizacja. w przypadku wytwarzania konstrukcji i urządzeń technicznych harmonizacja przepisów polega na wprowadzaniu w krajach unii europejskiej norm zharmonizowanych, które są obowiązujące w państwach członkowskich. wstępnym i bardzo istotnym czynnikiem decydującym o jakości połączeń spawanych jest jakość przygotowania elementów do spawania, a głównie jakość krawędzi ciętej formującej geometrię rowka spawalniczego.wprowadzona 1 lipca 2012 r. zharmonizowana norma pn-en 1090-2 zaleca sprawdzanie przydatności procesów cięcia. wymaganą klasę jakości powierzchni ciętej sprawdza się na próbkach o długości nie mniejszej niż 200 mm. próbki do wycinania ostrych naroży i cięcia zakrzywionego powinny być skontrolowane pod względem jakości krawędzi wg norm dotyczących cięcia prostego. jakość powierzchni po cięciu określana jest zgodnie z en iso 9013. wymagania dotyczące jakości powierzchni cięcia w zależności od klasy wykonania konstrukcji przedstawiono w tablicy i. jeśli jest wymagane badanie twardości, to twardość powierzchni brzegów stali węglowej po cięciu powinna być zgodna z tablicą ii. tablica i. jakość powierzchni po cięciu w zależności od klasy konstrukcji [5] table i. surface quality after cutting for structure quality class [5] klasa konstrukcji tolerancja prostopadłości lub nachylenia, u średnia wysokość profilu rz 5 exc2 zakres 4 zakres 4 exc3 zakres 4 zakres 4 exc4 zakres 3 zakres 3 tablica ii. dopuszczalna maksymalna twardość hv10 [5] table ii. accepted maximum hardness hv10 [5] normy wyrobów gatunek stali twardość maksymalna en 10025-2 do -5 s235 do s460 380 en 10210-1, en 10219-1 en 10149-2, en 10149-3 s260 do s700 450 en 10025-6 s460 do s690 uwaga: te wartości, zgodnie z en iso 15614-1, stosuje się do gatunków stali wymienionych w iso/tr20172. 55przegląd spawalnictwa 8/2012 w tym przypadku procesy, które mogą powodować lokalne utwardzenia (cięcie termiczne, przecinanie, wykrawanie), powinny mieć sprawdzoną przydatność. jeśli to konieczne – w celu sprawdzenia wymagań dotyczących twardości powierzchni brzegów po cięciu stosuje się podgrzewanie. jeśli nie ustalono inaczej, to sprawdzenie przydatności procesów cięcia wykonuje się w następujący sposób: – z wyrobu konstrukcyjnego, który jest najbardziej podatny na utwardzenie miejscowe, pobiera się cztery próbki do badań; – na każdej próbce przeprowadza się cztery badania twardości wg en iso 6507 w miejscach najbardziej narażonych na utwardzenie. wybór metody cięcia zależy od wymagań jakościowych oraz możliwości technicznych i finansowych wytwórcy. dokonując wyboru metody cięcia, należy brać pod uwagę jakość krawędzi ciętej, tolerancje wymiarowe, prędkość cięcia oraz kształt wycinanych elementów. obecnie producenci oferują coraz więcej urządzeń do cięcia, przy zróżnicowanych kosztach gwarantujących zadowalającą jakość krawędzi ciętych. w praktyce przemysłowej dominują trzy podstawowe metody cięcia, tj. tlenowo-płomieniowe, plazmowe i cięcie laserowe. ponadto wytwórcy – szczególnie w procesie ukosowania krawędzi – wykorzystują metody mechaniczne z użyciem odpowiednich papierów ściernych. cięcie tlenowo-gazowe jest w dalszym ciągu jedną z podstawowych metod cięcia, lecz ze względu na ograniczenia cieplno-metalurgiczne jest stosowane w procesach cięcia czystego żelaza oraz stali niestopowych i niskostopowych. na możliwość zastosowania i jakość procesu cięcia tlenowego wpływa głównie skład chemiczny materiału podstawowego, czystość tlenu tnącego, stan powierzchni ciętego materiału, zastosowany gaz palny płomienia podgrzewającego oraz temperatura przecinanego materiału. cięcie plazmowe to metoda konkurencyjna dla cięcia tlenowo-gazowego, będąca obecnie technologią wiodącą, głównie dzięki wysokiej wydajności i niskim kosztom eksploatacyjnym, a także możliwości przecinania materiałów o większych grubościach (do ok. 150 mm) [4]. cięcie plazmowe stosowane jest do wszystkich rodzajów materiałów przewodzących prąd elektryczny, jak: stal, aluminium, żeliwo czy miedź, a przy zastosowaniu głowic z łukiem niezależnym (wewnętrznym) umożliwia cięcie materiałów niemetalicznych (tworzywa sztuczne, szkło, guma itp.). cięcie laserowe jest procesem o ugruntowanej obecnie pozycji, przede wszystkim do precyzyjnego cięcia blach cienkich, tj. do ok. 5 mm oraz do cięcia blach grubych (10÷25 mm), z wykorzystaniem laserów dużej mocy (przeważnie powyżej 4 kw) [1, 3, 4]. zaletą technologii cięcia laserowego blach grubych jest większa dokładność cięcia oraz lepsza jakość powierzchni cięcia i mniejsze odkształcenia. metoda ta umożliwia cięcie większości materiałów, np. metali, tworzyw sztucznych, szkła czy materiałów izolacyjnych i daje możliwość wycinania otworów w przestrzennie ukształtowanych elementach kabin, obudów, karoserii, rur, profili zamkniętych [1÷3]. postęp w rozwoju generatorów promieniowania laserowego i konstrukcji przecinarek laserowych jest bardzo duży i dlatego należy śledzić tendencje rozwojowe tych urządzeń, aby w pełni wykorzystać ich zalety i możliwości. badania własne celem badań własnych było określenie szerokości strefy wpływu ciepła, rozkładów twardości od czoła krawędzi ciętej oraz zmian strukturalnych, na próbkach wyciętych ze stali s690ql grubości 16 mm. próbki do badań pobrano z profili płaskich, wycinanych w zakładzie produkcyjnym (rys. 1). proces cięcia przeprowadzono na stanowiskach wyposażonych w następujące urządzenia: – portal esab suprarex sxe – pz 4000, do cięcia plazmowego i tlenowego; – bystar 4020 (moc 4,4 kw), do cięcia laserowego; – kmw krüger maschinenbau, kfiv-2150, do obróbki ściernej. wszystkie procesy cięcia wykonano przy optymalnych parametrach dla badanej grubości ciętego materiału na długości 200 mm. pomiary twardości twardość badanych krawędzi przeprowadzono metodą vickersa na mikrotwardościomierzu future – tech fm 700. wartości średnie pomierzonych twardości przedstawiono w tablicy iii i na rysunku 2. rys. 1. stanowiska przemysłowe do cięcia blach fig. 1. industrial applications for plates cutting 56 przegląd spawalnictwa 8/2012 badania metalograficzne celem przeprowadzonych badań metalograficznych było określenie kształtu i szerokości strefy wpływu ciepła oraz zmian strukturalnych zachodzących na badanych krawędziach w zależności od metody cięcia. tablica iii. twardość hv0,5 po cięciu blachy s690ql table. iii. hardness hv0,5 after s690ql plate cutting odległość od czoła twardość hv0,5 (wartości średnie) µm wiązka laser papier ścierny plazma powietrza tlenowogazowe 100 439,1 290,4 424,4 244,0 200 450,2 295,1 431,6 231,0 300 312,5 287,7 439,9 233,8 400 290,7 297,5 438,8 233,8 500 295,6 291,7 452,6 243,0 600 303,0 294,3 371,0 267,3 700 303,1 299,6 303,2 262,7 800 307,2 257,2 295,9 256,3 900 305,8 269,5 304,2 248,1 1000 299,5 259,7 311,7 269,1 rys. 2. rozkład twardości krawędzi ciętej w zależności od metody cięcia fig. 2. hardness distribution in cut edge for various cutting methods na rysunkach 3÷6 przedstawiono kształt i miejsca pomiaru szerokości stref wpływu ciepła, natomiast na rysunku 7 pokazano mikrostrukturę ciętego materiału z naniesionym dodatkowo rozkładem twardości. rys. 3. kształt i szerokość swc krawędzi ciętej wiązką laserową fig. 3. the shape and width of haz in the edge after laser beam cutting rys. 4. kształt i szerokość swc krawędzi ciętej plazmą powietrzną fig. 4. the shape and width of haz in the edge after plasma cutting rys. 5. kształt i szerokość swc krawędzi ciętej tlenem fig. 5. the shape and width of haz in the edge after oxygen cutting rys. 6. kształt krawędzi ciętej papierami ściernymi fig. 3. the shape in the edge after abrasive paper cutting rys. 7. zmiany struktury i rozkład twardości krawędzi ciętych w zależności od metody cięcia: a) wiązką laserową; b) plazmą powietrzną; c) c2h2-o2; d) papierami ściernymi fig. 7. structure and hardness change in cut edge for various cutting method: a) laser beam, b) plasma, c) c2h2-o2; d) abrasive papers a) b) c) d) hv0,5 µm 57przegląd spawalnictwa 8/2012 podsumowanie przeprowadzone badania wykazały, że aby spełnić wymagania pn-en 1090-2, należy oprócz badań jakości krawędzi ciętej wg en iso 9013 dokonać również pomiaru twardości krawędzi i szerokości strefy wpływu ciepła. jakość powierzchni materiałów po cięciu termicznym jest opisana za pomocą dwóch podstawowych wartości charakterystycznych, tj.: – tolerancji prostopadłości lub nachylenia, u; – średniej wysokości profilu, rz5. literatura [1] banasik m., dworak j.: cięcie i spawanie laserem co2. przegląd spawalnictwa 8-10/2002. [2] cool waterjet process heats up cutting market. welding desing and fabrication, november 2000. [3] hidden s., buhler b.: the great debate: plasma or oxyfuel? welding journal, march 2005. [4] górka j., krysta m.: jakość cięcia stali obrobionej termomechanicznie plazmą powietrzną, laserem i strumieniem wody. przegląd spawalnictwa 8/2007. dodatkowo mogą być stosowane następujące wartości charakterystyczne: – odchyłka cięcia, n; – wielkość topienia górnej krawędzi, r; – możliwość wystąpienia żużla lub stopionych kropli na dolnej krawędzi cięcia. każda z tych metod wprowadza do krawędzi ciętej określoną ilość ciepła, która powoduje zmiany strukturalne krawędzi ciętej, dające niekiedy zbyt duże utwardzenia tej krawędzi, co może być przyczyną odrzucenia wybranej metody cięcia w procesie wytwarzania. [5] pn-en 1090-2. wykonanie konstrukcji stalowych i aluminiowych. część 2: wymagania techniczne dotyczące konstrukcji stalowych. [6] en iso 9013. cięcie termiczne – klasyfikacja cięcia termicznego – specyfikacja geometrii wyrobu i tolerancji jakości. analiza wyników badań badania metalograficzne ujawniły zmienną, w zależności od metody cięcia, szerokość strefy wpływu ciepła. najbardziej zmienna i szeroka strefa wpływu ciepła występuje przy cięciu tlenowym, gdzie szerokość swc wynosi od 4 mm przy górnej płaszczyźnie cięcia do ok. 1,02 mm przy dolnej płaszczyźnie cięcia. plazma powietrzna ujawnia w miarę jednakową strefę wpływu ciepła o szerokości ok. 0,65 mm. w przypadku cięcia wiązką laserową obserwuje się najmniejszą szerokość strefy wpływu ciepła o wymiarach 0,25÷0,54 mm. cięcie (ukosowanie) papierami ściernymi nie uwidacznia strefy wpływu ciepła. badania mikroskopowe oraz pomiary twardości wykazały znaczące zmiany strukturalne i związane z tym zmiany twardości krawędzi ciętej. największe utwardzenia krawędzi ciętej uzyskano przy blachach ciętych plazmą powietrzną i wiązką laserową. w przypadku plazmy powietrznej utwardzenie krawędzi osiągnęło wartość maksymalną 452 hv0,5 na głębokości ok. 0,6 mm. po przekroczeniu głębokości 0,7 mm nastąpił spadek twardości do ok. 280 hv0,5, odpowiadającej twardości materiału podstawowego. ponadto przy powierzchni cięcia powstała struktura bainityczna o stosunkowo dużym ziarnie, przechodząca w drobnoziarnistą strukturę ferrytyczno-bainityczną o nieco mniejszej twardości. cięcie wiązką laserową spowodowało również miejscowe utwardzenie krawędzi ciętej powyżej 450 hv0,5, przy uwidocznionej strukturze bainitycznej na głębokości ok. 0,25 mm, przechodzącej w rozdrobnioną strukturę ferrytyczno-bainityczną. cięcie tlenem nie wykazuje utwardzenia w strefie wpływu ciepła, jednak duża ilość ciepła występująca w tej metodzie powoduje bardzo duży rozrost ziarna, powodujący spadek właściwości plastycznych krawędzi ciętej. w następnym numerze w następnym numerze opublikowane zostaną artykuły zgłoszone na iii naukowo – szkoleniową międzynarodową konferencję natryskiwania cieplnego pt. „natryskiwanie cieplne – technologia xxi wieku” w kielcach, 19-21 września 2012 r. ps 10 2015 www.pdf 49przegląd spawalnictwa vol. 87  10/2015 analiza wpływu warunków materiałowo technologicznych na własności połączeń elementów z powłokami na bazie cynku influence analysis of technological and material conditions on properties of zinc coated steel joints dr inż. tomasz pfeifer – instytut spawalnictwa, gliwice. autor korespondencyjny/corresponding author: tomasz.pfeifer@is.gliwice.pl streszczenie przedstawiono trudności związane z łączeniem elementów ocynkowanych oraz omówiono wpływ cynku na przebieg procesu spawania i lutospawania elektrodą topliwą w osłonie gazów. omówiono sposoby minimalizacji szkodliwego oddziaływania cynku na jakość połączeń. przedstawiono jakość, własności i budowę strukturalną połączeń spawanych i lutospawanych blach stalowych. słowa kluczowe: blachy stalowe ocynkowane, spawanie stali ocynkowanej, lutospawanie stali ocynkowanej, porowatość, mikrostruktura abstract difficulties connected with joining of zinc coated steel components and the influence of zinc on gas metal arc welding and weldbrazing processes have been presented. minimization methods of zinc harmful effect on quality of joints have been discussed. quality, properties and structure of welded and weldbrazed joints have been presented. keywords: zinc coated steel sheets, welding of zinc coated steel, weldbrazing of zinc coated steel, porosity, microstructure wstęp korozja elementów stalowych stanowi ciągle bardzo ważny i istotny problem, który należy brać po uwagę już na etapie projektowania konstrukcji. w praktyce stosowanych jest kilka metod ochrony przed korozją, np.: powłoki ochronne, inhibitory lub ochrona katodowa. jednym z najczęściej stosowanych rodzajów powłok katodowych jest powłoka na bazie cynku. w różnego rodzaju wyrobach zachodzi często potrzeba łączenia elementów konstrukcyjnych z naniesioną powłoką cynkową. do łączenia blach z powłokami ochronnymi na bazie cynku można zastosować różne metody łączenia, m.in.: zgrzewanie, spawanie, lutospawanie, a także lutowanie. spośród procesów łukowych najczęściej stosowane jest spawanie elektrodą topliwą w osłonie gazu aktywnego (mag) oraz lutospawanie elektrodą topliwą w osłonie gazu obojętnego. problemy przy spawaniu elementów stalowych ocynkowanych spawanie metodą mag elementów ocynkowanych z zastosowaniem drutu litego jest utrudnione ze względu na szczególne właściwości cieplno-fizyczne cynku. tempetomasz pfeifer ratura topnienia cynku wynosi ok. 420 °c, temperatura jego parowania 907 °c, natomiast temperatura topnienia stali to ok. 1480 °c. ze względu na powyższą różnicę temperatur w trakcie spawania następuje topienie i parowanie cynku, przez co powstające złącze zostaje pozbawione powłoki ochronnej. parujący cynk jest z kolei przyczyną porowatości i pęcherzy gazowych w spoinach (rys. 1), a cynk rozpuszczony w stali może prowadzić do powstania pęknięć gorących, usytuowanych w osi spoiny (rys. 2). rys. 1. radiogram (z lewej) i widok od strony lica (z prawej) złącza zakładkowego blach ze stali ocynkowanej spawanego metodą mag widoczna porowatość i pęcherze gazowe fig. 1. radiogram (on the left) and face of a fillet weld (on the right) of a mag welded overlap joint made of galvanised steel – visible porosity and numerous gas pores 50 przegląd spawalnictwa vol. 87 10/2015 rys. 2. makrostruktura połączenia spawanego blachy stalowej z profilem stalowym ocynkowanych ogniowo z widocznym pęknięciem gorącym w spoinie fig. 2. macrostructure of a welded joint connecting a steel sheet with a hot galvanised steel shape; a hot crack visible in the weld główną przyczyną tworzenia się pęcherzy gazowych i porów powierzchniowych w przypadku spawania złączy zakładkowych i teowych blach oraz kształtowników ze stali ocynkowanych jest odparowanie dużej ilości cynku i wysoka prężność par tego metalu. w tych warunkach następuje intensywne parowanie cynku z powierzchni łączonych elementów. powstające pary cynku, nie mając innego ujścia, przechodzą przez ciekłe jeziorko [1÷3]. jeśli prędkość krystalizacji jest odpowiednio wysoka (niskie parametry prądowo – napięciowe, duża prędkość spawania) zostają uwięzione w spoinie w postaci pęcherzy kanalikowych i kulistych (rys. 3). w warunkach panujących przy spawaniu blach ocynkowanych, a w szczególności złączy ze spoinami pachwinowymi, ilość par cynku jest bardzo duża, co często powoduje, że jeziorko ciekłego metalu o niewielkich rozmiarach zostaje rozerwane przez uchodzące pary cynku, wskutek czego powstaje porowatość na powierzchni spoiny. rys. 3. przykładowy wygląd pęcherzy kulistych i kanalikowych tworzących się w krzepnącej spoinie [4] fig. 3. exemplary view of globular pores and worm-holes formed in a solidifying weld [4] spawanie metodą mag drutem litym elementów stalowych z powłoką cynkową o dużej grubości (50÷100 μm), nałożoną ogniowo, może spowodować pęknięcia gorące w osi spoiny, które w znaczący sposób wpływają na obniżenie własności mechanicznych i szczelności połączeń. niezgodności te pojawiają się w trakcie trwania procesu spawania, a ich przyczyną jest rozpuszczanie się ciekłego cynku w stali oraz niewłaściwe parametry procesu (zbyt duża ilość ciepła powodująca powstawanie nadmiernych naprężeń) [2,3]. jedną z niezgodności, która zasadniczo obniża estetykę wykonanego złącza spawanego są odpryski (rys. 4). odpryski przywierają nie tylko do elementów uchwytu spawalniczego, ale przede wszystkim do spawanego elementu, pogarszając jego estetykę i odporność korozyjną. rys. 4. widok złącza zakładkowego blach stalowych ocynkowanych (mag) fig. 4. mag welded overlap weld on a galvanised steel element intensywny rozprysk metalu występujący w trakcie spawania, jest następstwem zakłócania zjawiska przenoszenia metalu przez pary cynku. rozprysk generuje starty materiału dodatkowego na poziomie 5÷10%, zmniejsza efektywność i zwiększa koszt prowadzenia prac spawalniczych z uwagi na konieczność czyszczenia lub stosowania preparatów przeciwodpryskowych. ponadto w trakcie spawania elementów ocynkowanych wydziela się duża ilość toksycznych dymów spawalniczych, które należy skutecznie usunąć ze stanowiska spawalniczego. łączenie elementów stalowych ocynkowanych elementy stalowe ocynkowane można łączyć elektrodą topliwą w osłonie gazu stosując procesy spawania i lutospawania drutem litym i proszkowym. do spawania wykorzystuje się klasyczną metodę mag oraz jej nowoczesne, niskoenergetyczne odmiany (cmt, coldarc, stt, ac-pulse itp.). spawanie elementów ocynkowanych drutem litym metodą mag (odmiana klasyczna) wymaga najczęściej usunięcia warstwy cynku z krawędzi oraz z obszaru położonego do ok. 20 mm od tych krawędzi. po procesie spawania obszary te należy ponownie zabezpieczyć powłoką cynkową (aerozol, farba, natrysk termiczny itp.). innym sposobem jest zastosowanie zamiast tego większego odstępu między elementami (spawanie elementów o grubości do 3 mm bez ukosowania) lub większego kąta ukosowania (do około 75°). zabiegi te pozwalają na łatwiejsze uwalnianie się parującego cynku i zmniejszają skłonność do tworzenia się pęknięć i pęcherzy gazowych. w trakcie spawania elementów ocynkowanych powinno się unikać ruchów zakosowych, które przyczyniają się do wprowadzenia do złącza zbyt dużej ilości ciepła. podczas spawania należy okresowo kierować łuk spawalniczy przed jeziorko ciekłego metalu, a następnie wracać do niego. dzięki temu powłoka cynkowa zostaje odparowana jeszcze przed stopieniem krawędzi spawanego elementu. dobre rezultaty osiąga się stosując wyższe natężenie prądu, dzięki czemu zwiększa się rozmiar jeziorka ciekłego metalu, co umożliwia jego skuteczne odparowanie. proces spawania zawsze spowoduje odparowanie cynku, dlatego po spawaniu wymagane jest jego uzupełnienie. do spawania elementów ocynkowanych metodą mag (odmiana klasyczna) stosowane mogą być druty proszkowe 51przegląd spawalnictwa vol. 87  10/2015 z wypełnieniem metalicznym o oznaczeniu en iso 17632-a: t3t z m m 1 h15 (np. safdual-zn firmy air liquide lub citoflux galva firmy oerlikon). są to druty przeznaczone do spawania w osłonie gazu aktywnego elementów o grubości do 4 mm jednym ściegiem. wymagane jest podłączenie drutu elektrodowego do bieguna ujemnego, co zapewnia stabilny przebieg procesu spawania z minimalną ilością odprysków oraz mniejsze wprowadzenie ciepła do materiału. uszkodzenie powłoki cynkowej jest wtedy najmniejsze, ograniczona jest również skłonność do tworzenia się porów i pęcherzy gazowych. jednakże druty elektrodowe proszkowe z wypełnieniem metalicznym są kilkukrotnie droższe niż druty lite, wymagają stosowania niskiego napięcia łuku (ok. 11-13 v). powłoka ochronna cynku w miejscu spawania i od strony przeciwnej ulega uszkodzeniu na mniejszej powierzchni w porównaniu do spawania drutami litymi, ale obszar ten po spawaniu i tak narażony jest na przyspieszoną korozję i wymaga ponownego zabezpieczenia (rys. 5). a) c)b) d) rys. 5. stan powierzchni próbek ze złączy spawanych po badaniach korozyjnych a, b – próbki pobrana ze złączy ze stali x2crni12 c, d – próbki pobrana ze złączy ze stali e370 zf 140 fig. 5. condition of the surfaces of welded joint specimens after corrosion tests a, b – specimen sampled from joints made of x2crni12 steel c, d – specimen sampled from joints made of e370 zf 140 steel do spawania elementów stalowych ocynkowanych o grubości w zakresie od 0,5 do 3 mm można zastosować tzw. niskoenergetyczne odmiany metody mag, takie jak cmt, coldarc i stt. są to modyfikacje spawania łukiem zwarciowym (niskie wartości natężenia prądu i napięcia łuku), w których układ sterowania urządzenia ingeruje w przebieg parametrów prądowo – napięciowych w reakcji na zjawiska zachodzące w łuku elektrycznym oraz w jeziorku ciekłego metalu. umożliwia to ograniczenie ilości ciepła wprowadzonego do złącza, czego rezultatem jest dobra jakość wykonywanych połączeń i znacznie mniejsze parowanie cynku, a co za tym idzie mniejsze uszkodzenie warstwy antykorozyjnej i wyeliminowanie porowatości [5,6]. innowacyjnym rozwiązaniem w zakresie niskoenergetycznych odmian spawania metodą mag jest zastosowanie zmiennej biegunowości w przebiegu prądu spawania i napięcia łuku (ac-pulse, cold process, cmt advanced). przeprowadzone w instytucie spawalnictwa badania technologiczne wykazały, że proces spawania elektrodą topliwą ze zmienną biegunowością prądu spawania może być stosowany do spawania cienkich blach stalowych (od 0,8 mm do 3 mm) z powłokami cynkowymi i cynkowo-żelaznymi, nanoszonymi zarówno w sposób zanurzeniowy jak i galwaniczny. proces spawania przebiega co prawda mniej stabilnie niż tradycyjne spawanie metodą mag, natomiast złącza spawane charakteryzują się dobrą jakością i estetyką, są wolne od odprysków. metoda zapewnienia wymagane warunki spawania (oprócz podstawowych parametrów spawania również możliwość wpływania na ilość wprowadzonego ciepła dzięki regulacji ilości składowej ujemnej), umożliwiając wykonywanie złączy spawanych doczołowych, zakładkowych i teowych blach o grubościach od 0,8 mm z różnorodnymi powłokami ochronnymi, charakteryzujących się dobrą jakością i dobrymi własnościami mechanicznymi [6÷7]. do łączenia stalowych elementów z powłoką cynkową, zarówno ogniową jak i galwaniczną, z powodzeniem można zastosować lutospawanie elektrodą topliwą w osłonie gazu obojętnego lub aktywnego. proces ten polega na stapianiu drutu elektrodowego (lut o temperaturze topnienia znacznie niższej niż materiału podstawowego) na materiał łączony, ciepłem łuku spawalniczego, jarzącego się pomiędzy tym drutem a materiałem w osłonie gazu ochronnego. lutospoina powstaje w wyniku zwilżenia przez stopione spoiwo powierzchni materiału łączonego podgrzanego ciepłem łuku oraz procesu wzajemnej dyfuzji składników tych materiałów. materiałem dodatkowym w procesie lutospawania są spoiwa na bazie miedzi. najpowszechniej stosowane są druty lite i druty proszkowe: cusi3, cusi3mn1al1.5, cusi3mn7. materiały dodatkowe do lutospawania stali ocynkowanych są znacznie droższe aniżeli druty elektrodowe do spawania tych materiałów. jako gaz osłonowy w procesie lutospawania stosowany jest argon (i1 wg pn-en iso 14175:2009) oraz następujące mieszanki ar+ 1÷3% co2 (m12 wg pn-en iso 14175:2009), a także ar + 1%o2 (m13 wg pn-en iso 14175:2009). zastosowanie mieszanek gazowych pozwala na obniżenie napięcia powierzchniowego jeziorka spawalniczego przez co poprawiają się warunki zwilżania i rozpływania stopionego spoiwa na materiale podstawowym. zwiększa się stabilność łuku i następuje poprawa wyglądu lica spoiny, a także zmniejsza się ilość rozprysków (rys. 6). rys. 6. wygląd od strony lica i spodu (z lewej) oraz makrostruktury złączy zakładkowych blach ocynkowanej o grubości 1 mm lutospawanych metodą cmt z użyciem argonu (a) i mieszanki ar +1%o2 (b) jako gazu osłonowego [5] fig. 6. view from the face and root side (on the left) and macrostructure of overlap joints made of zinc coated steel (thickness 1,0 mm) during cmt weldbrazing using argon (a) and ar +1%o2 mixture (b) as shielding gas [5] należy zaznaczyć, iż lutospawanie mig/mag elementów stali ocynkowanych z zastosowaniem spoiw miedzianych pozwala na uzyskanie złączy cechujących się wysoką estetyką lutospoiny i korzystną geometrią, zarówno lica jak i grani. lutospawanie prowadzone jest prądem stałym, pulsującym lub prądem o zmiennej biegunowości. stosowane są również niskoenergetyczne odmiany spawania elektrodą topliwą, takie jak cmt i coldarc. nowoczesne odmiany lutospawania elektrodą topliwą pozwalają uzyskać drobnokroplowe przechodzenie materiału elektrody do jeziorka. taki sposób prowadzenia procesu pozwala na ograniczenie ilości wprowadzonego ciepła i zmniejsza odparowanie warstewki ochronnej, pozwala również na łączenie bardzo cienkich elementów przy minimalnym ich odkształceniu, a jednocześnie większej wydajności procesu. 52 przegląd spawalnictwa vol. 87 10/2015 zastosowanie prądu o zmiennej biegunowości do lutospawania blach ocynkowanych, umożliwia uzyskanie złączy cechujących się bardzo dobrą jakością, a rozpływność ciekłego lutu w porównaniu do lutospawania prądem stałym jest znacznie większa (rys.7). rys. 7. wygląd od strony lica i spodu (z lewej) oraz makrostruktury złączy zakładkowych blach ocynkowanej o grubości 1 mm lutospawanych metodą ac-pulse z użyciem argonu (a) i mieszanki ar +1%o2 (b) jako gazu osłonowego [8] fig. 7. view from the face and root side (on the left) and macrostructure of overlap joints made of zinc coated steel (thickness 1,0 mm) during ac-pulse weldbrazing using argon (a) and ar +1%o2 mixture (b) as shielding gas [8] lutospawanie może również być stosowane do wykonywania złączy doczołowych elementów stalowych ocynkowanych. złącza charakteryzują się bardzo dobrą jakością (rys. 8), a badania wytrzymałości na rozciąganie elementów wykonanych ze stali 800dp z powłoką cynkową wykazały, że wytrzymałość statyczna na rozciąganie wynosi ok. 500 mpa. rys. 8. wygląd od strony lica i spodu (z lewej) oraz makrostruktura złącza doczołowego blach ze stali 800dp o grubości 1 mm ocynkowanej galwanicznie lutospawanego metodą ac-pulse z użyciem argonu jako gazu osłonowego [9] fig. 8. view from the face and root side (on the left) and macrostructure of butt joint made of 800dp galvanized steel sheets (thickness 1,0 mm) during ac-pulse weldbrazing using argon as shielding gas [9] rys. 9. mikrostruktura lutospoiny w pobliżu granicy rozdziału, traw. fecl3, pow. 500x fig. 9. microstructure of brazeweld in the vicinity of phase boundary, etch. fecl3, magnification 500x wysoka wytrzymałość wynika z wymieszania materiału podstawowego ze stopiwem drutu elektrodowego oraz z utworzenia się faz międzymetalicznych bogatych w żelazo i miedź . złożoną strukturę lutospoiny w pobliżu granicy materiał podstawowy – stopiwo przedstawiono na rysunku 9. wnioski technologia spawania metodą mag elementów stalowych ocynkowanych powinna być starannie opracowana i powinna uwzględniać właściwości fizykochemiczne powłoki cynkowej. zastosowanie procesu lutospawania prądem ze zmienną biegunowością z wykorzystaniem drutu elektrodowego litego cusi3mn1 oraz argonu i mieszaniny ar + 1% o2 zapewnia uzyskanie połączeń charakteryzujących się bardzo dobrą jakością i estetyką. złącza doczołowe lutospawane prądem o zmiennej biegunowości charakteryzują się bardzo wysoką wytrzymałością na rozciąganie (nawet ok. 500 mpa), wynikającą z budowy strukturalnej połączenia. literatura [1] grundmann j.: jakość, wydajność i wynikające stąd koszty spawania stali węglowych w osłonie gazów aktywnych, biuletyn instytutu spawalnictwa nr 5/2005. [2] ambroziak a.: wpływ technologii spawania na grubość powłoki na złączu po cynkowaniu ogniowym, przegląd spawalnictwa nr 8-10/2002. [3] wilden j., bergmann j.p.: łączenie stali ocynkowanej stan aktualny i perspektywy, przegląd spawalnictwa nr 8-9/2004. [4] węgrzyn j.: fizyka i metalurgia spawania, wydawnictwo politechniki śląskiej, 1990. [5] matusiak j., czwórnóg b., pfeifer t.: spawanie i lutospawanie niskoenergetycznymi metodami mig/mag przeznaczonymi do łączenia materiałów i elementów wrażliwych na ciepło, biuletyn instytutu spawalnictwa nr 6/2007. [6] matusiak j., pfeifer t., wyciślik j., kiszka a.: badanie wpływu warunków technologicznych i materiałowych na emisję pyłu i gazów przy spawaniu metodą cold process i ac mig pulse blach stalowych z nowoczesnymi powłokami ochronnymi, praca badawcza is ma 34/2011. [7] pfeifer t., kiszka a.: spawanie cienkich blach stalowych z powłokami ochronnymi metodą mag prądem o zmiennej biegunowości, biuletyn instytutu spawalnictwa nr 2/2012. [8] pikuła j., pfeifer t., mendakiewicz j.: wpływ gazu osłonowego na własności połączeń blach ocynkowanych wykonanych metodą lutospawania mig/mag prądem o zmiennej biegunowości, biuletyn instytutu spawalnictwa nr 1/2014. [9] pfeifer t., winiowski a., majewski d., rykała j.: badania wpływu warunków lutospawania łukowego elektrodą topliwą prądem o zmiennej biegunowości blach ocynkowanych na jakość i własności użytkowe połączeń, praca badawcza is cc-56/2013. [10] różański m., gawrysiuk w.: lutospawanie mig/mag blach ocynkowanych i przykłady trudno spawalnych układów materiałowych, przegląd spawalnictwa nr 9/2007. 201310_pspaw_fg98.pdf 46 przegląd spawalnictwa 10/2013 jacek górka wpływ maksymalnej temperatury cyklu cieplnego na właściwości symulowanej swc stali obrabianej termomechanicznie s700mc influence of the maximum temperature   of the thermal cycle on properties of the simulated  haz thermomechanically treated steel s700mc inż a ek ka – politechnika śląska, gliwice. a t a t in this paper an influence of simulated thermal cycle on properties and haz structure of thermomechanically treated steel s700mc. the simulation of thermal cycles was carried out on a specially built test stand equipped with resistive heating source infrared camera variocam head hr with 50 mm lens and a computer with software irbis 3 plus. simulation was prepared for simple and complex thermal cycle. simulation studies of thermal cycles consisted of resistive heating of samples prepared for the impact test. single thermal cycles were simulated at temperatures ranging from 400 to 1300 ºc, 100 ºc and the cycle complex. for each temperature three repeats were carried out. during the course of the study, the temperature was recorded as a function of time and the following parameters were established: – tmax – specimen max. temperature, – tn – specimen heating time from 50ºc up to tmax, – t8 – time for temperature decreasing below 800ºc, – t5 – time for temperature decreasing below 500ºc, – t8/5 – specimen cooling time (temperatures range 800÷500ºc). the resulting sample, the simulation process, have been tested toughness, hardness measurement and metallurgical research microscope. in order to determine the strength and plastic properties of simulated heat-affected zone s700mc steel tensile test was carried out on samples of material round. st e z zenie w pracy przedstawiono wyniki badań wpływu maksymalnej temperatury cyklu cieplnego na właściwości symulowanej swc stali obrabianej termomechanicznie o wysokiej granicy plastyczności s700mc. badania przeprowadzono na specjalnie zbudowanym stanowisku badawczym wyposażonym w rezystancyjne źródło nagrzewania, kamerę termowizyjną variocam head hr i stanowisko komputerowe. badania symulacji cykli cieplnych polegały na nagrzewaniu rezystancyjnym próbek przygotowanych do badania udarności oraz rejestracji cyklu cieplnego nagrzewania i chłodzenia. symulowano pojedyncze cykle cieplne w zakresie temperatury od 400 do 1300ºc, co 100ºc, oraz cykle złożone. w czasie badania rejestrowano przebieg temperatury w funkcji czasu oraz wyznaczono następujące parametry: – tmax – maksymalną temperaturę cyklu, – tn – czas nagrzewania próbki od temp. 50ºc do tmax, – t8 – czas, po jakim temp. obniżyła się do 800ºc, – t5 – czas, po jakim temp. obniżyła się do 500ºc, – t8/5 – czas stygnięcia w zakresie temp. 800÷500ºc. uzyskane próbki po procesie symulacji zostały poddane badaniom udarności, pomiarowi twardości oraz badaniom metalograficznym mikroskopowym. w celu określenia właściwości wytrzymałościowych i plastycznych symulowanej strefy wpływu ciepła stali s700mc przeprowadzono próbę rozciągania materiału na próbkach okrągłych. 47przegląd spawalnictwa 10/2013 t spawalność materiałów konstrukcyjnych można wyznaczyć za pomocą metod teoretycznych, które mają na celu analizę przemian fazowych stali w procesie spawania, jak również przez analizę właściwości materiału w strefie wpływu ciepła (swc). analizę przemian fazowych stali przeprowadza się na podstawie wykresów ctpc-s rozpadu przechłodzonego austenitu w warunkach spawalniczych cykli cieplnych. cykl cieplny spawania, czyli zmiany temperatury punktów złącza w czasie, obejmuje zmiany temperatury pod wpływem przepływu ciepła w każdym punkcie danej objętości oraz efekty działania tych zmian. rodzaj cyklu cieplnego, jakiemu został poddany dany metal spoiny, jak i swc, ma wpływ na właściwości strukturalne i mechaniczne. sterowanie dynamiką przepływu ciepła jest warunkiem pomyślnego przeprowadzenia procesu spawania. rodzaj przemian strukturalnych i wynikające z nich właściwości strefy wpływu ciepła zależne są od temperatury maksymalnej cyklu cieplnego oraz od czasu stygnięcia t8/5. ze wzrostem temperatury maksymalnej zwiększa się stopień przegrzania austenitu, rozrost jego ziaren oraz ilość rozpuszczonych w austenicie wydzieleń, co opóźnia przemianę γ → α podczas chłodzenia i przesuwa ją w kierunku niższej temperatury. chcąc określić najbardziej niekorzystne właściwości swc, należy brać pod uwagę przede wszystkim cykle cieplne o najwyższej temperaturze maksymalnej. warunki austenityzowania występujące w swc różnią się od warunków stosowanych podczas obróbki cieplnej [1÷3]. przy spawaniu stali drobnoziarnistych wysokowytrzymałych należy zwrócić uwagę na: – stosowanie właściwych materiałów dodatkowych do spawania, zawierających składniki stopowe zapewniające odpowiedni poziom właściwości wytrzymałościowych spoiny w stosunku do materiału rodzimego – ilość wprowadzonego ciepła do złącza – energię liniową, temperaturę międzyściegową [4] – strukturę spoin (spoiny wielościegowe). mikrostruktura swc wielościegowego złącza spawanego zależy od składu chemicznego stali, intensywności źródła ciepła oraz liczby układanych ściegów. zarówno prędkość chłodzenia, jak i ilość wprowadzonego ciepła mają duży wpływ na strukturę strefy wpływu ciepła oraz strukturę spoiny. podczas spawania stali obrabianej termomechanicznie do spoiny wprowadzane zostają mikrododatki niobu, wanadu i tytanu. podczas chłodzenia wydzielają się one w postaci węglików i węglikoazotków. ilość wydzieleń zależy od szybkości chłodzenia. im jest szybsze, tym więcej mikrododatków zostaje zatrzymanych w roztworze. podobna sytuacja występuje w strefie wpływu ciepła. ilość mikrododatków, które zostały w roztworze, ma istotny wpływ na przemiany fazowe w czasie chłodzenia i zmiany właściwości po obróbce cieplnej [5, 6]. powoduje to wzrost udziału produktów przemiany bezdyfuzyjnej i pośredniej (bainitycznej). struktury te w dużej mierze są przyczyną obniżenia udarności, zwłaszcza w przypadku szerokiej strefy wpływu ciepła. efekt ten jest potęgowany, gdy spawanie odbywa się z wysokimi energiami liniowymi i wydłuża się czas chłodzenia t8/5. zarówno prędkość chłodzenia, jak i ilość wprowadzonego ciepła mają duży wpływ na strukturę strefy wpływu ciepła oraz strukturę spoiny. przy dużych prędkościach chłodzenia typową strukturą swc stali obrabianych termomechanicznie jest dolny bainit wykazujący zadowalającą odporność na pękanie kruche. wprowadzenie dużych ilości ciepła do złącza spawanego wydłuża czas wytrzymania swc w wysokiej temperaturze i zmniejsza szybkość chłodzenia. prowadzi to do rozrostu ziarna austenitu i do pojawienia się, szczególnie w strefie przyległej do linii wtopienia, struktur o gorszych właściwościach plastycznych. w strukturze swc dominuje wtedy bainit górny oraz ferryt pierwotny i bocznopłytkowy [7, 8]. adania wła ne celem badań było określenie właściwości i struktury obszarów swc stali s700mc o grubości 10 mm, nagrzewanych do różnych maksymalnych temperatur cyklu cieplnego. skład chemiczny oraz właściwości mechaniczne stali przedstawiono w tablicach i i ii, a strukturę na rysunku 1. stężenie pierwiastków, % c max. si max. mn max. p max. s max. alcałk. min. nb * max. v max. ti max. b max. mo max. ce** max. 0,12 0,60 2,10 0,008 0,015 0,015 0,09 0,20 0,22 0,005 0,50 0,61 właściwości mechaniczne wytrzymałość na rozciąganie rm, mpa granica plastyczności re mpa wydłużenie a5, % udarność, j/cm2 (-20°c) 822 768 19 135 * suma zawartości nb, v i ti powinna wynosić max. 0,22%. ** ce – równoważnik węgla. ta i a i skład chemiczny wg pn en 10149-2 i właściwości mechaniczne stali walcowanej termomechanicznie do kształtowania na zimno s700mc ta e i the chemical composition according to the regulation pn en 10149-2 and mechanical properties of the s700 mc steel subjected to thermomechanical treatment used for cold moulding 48 przegląd spawalnictwa 10/2013 sym a a yk i ie ny awania w celu określenia wpływu maksymalnej temperatury cyklu na właściwości poszczególnych obszarów swc badanej stali przeprowadzono symulację cykli cieplnych na specjalnie zbudowanym stanowisku badawczym wyposażonym w rezystancyjne źródło nagrzewania, kamerę termowizyjną variocam head hr oraz stanowisko komputerowe (rys. 2). układ rejestracji pól rozkładu temperatury składał się z kamery termowizyjnej variocam head hr firmy infratec oraz komputera z zainstalowanym oprogramowaniem irbis 3 plus, umożliwiającym na sterowanie parametrami kamery oraz rejestrację obrazów termograficznych na dysku twardym komputera. zastosowana kamera termowizyjna ma niechłodzoną matrycę detektorów bolometrycznych, umożliwiającą pozyskiwanie obrazów termograficznych o rozdzielczości 640x480 pikseli i pomiar temperatury w zakresie od –40 do 2000°c. kamerę wyposażono w obiektyw o ogniskowej f = 50 mm, co przy odległości obiektywu od badanej próbki wynoszącej ta i a ii rzeczywisty skład chemiczny badanej stali s700mc o grubości 10 mm ta e ii the real chemical composition of the original s700 mc steel material stężenie pierwiastków, % wag. c mn si s p al nb ti v n* ce 0,056 1,68 0,16 0,005 0,01 0,027 0,044 0,12 0,006 72 0,33 * n :– : zawartość podana w ppm, azot wyznaczony metodą ekstrakcji wysokotemperaturowej. 460 mm pozwoliło uzyskać pole widzenia 140x110 mm oraz rozdzielczość przestrzenną obrazu termograficznego (ifov) na poziomie 0,25 mm. do pomiaru temperatury kamerę skonfigurowano w taki sposób, aby uzyskać jak najmniejszą niepewność pomiaru. poza parametrami środowiskowymi, takimi jak temperatura otoczenia oraz wilgotność, przyjęto transmisyjność atmosfery równą 1 i ustalono średnią emisyjność dla stali wynoszącą 0,9. emisyjność jest kluczowym parametrem decydującym o dokładności pomiaru temperatury z zastosowaniem kamery termograficznej. jest ona zależna od temperatury i stanu powierzchni obserwowanego obiektu. przed badaniami przeprowadzono testy mające określić emisyjność próbek, która wahała się w granicach 0,5÷0,9 dla obserwowanej powierzchni w zakresie temperatury 100÷900ºc. podczas symulacji cyklu cieplnego zmieniały się właściwości powierzchni próbki w wyniku powstawania warstwy tlenków, co dodatkowo wpływało na podwyższenie wartości emisyjności. wyniki wstępnych symulacji cyklu cieplnego próbek testowych potwierdziły, że przyjęta wartość emisyjności pozwala uzyskiwać wiarygodne wyniki obarczone średnim względnym błędem pomiaru temperatury nieprzekraczającym 10%. tor wizyjny przebiegał na wysokości 1550 mm. symulację wykonano w temperaturze powietrza 23,7ºc oraz wilgotności powietrza 65,7%. badania symulacji cykli cieplnych polegały na nagrzewaniu rezystancyjnym próbek przygotowanych do badania udarności oraz rejestracji cyklu cieplnego nagrzewania i chłodzenia. symulowano pojedyncze cykle cieplne w zakresie temperatury 400÷1300ºc, co 100ºc, oraz cykle złożone. w czasie badania rejestrowano przebieg temperatury w funkcji czasu oraz wyznaczono charakterystyczne parametry cyklu (tabl. iii). ry 1 struktura bainityczno-ferrytyczna stali s700mc z widocznymi efektami odkształcenia plastycznego i 1 structure of bainitic-ferritic steel s700mc with visible effects of plastic deformation ry 2 stanowisko badawcze do symulacji i rejestracji cykli cieplnych spawania: a) zgrzewarka rezystancyjna, b) kamera termowizyjna, c) stanowisko komputerowe i 2 test and simulation of welding thermal cycles registration: a) resistance welding station, b) an infrared camera, c) computer a) ) ) 49przegląd spawalnictwa 10/2013 lp. temperatura tmax, °c czas tn s czas t8 s czas t5 s czas t8/5 szadana rzeczywista 1 400 382 2,9 2 453 3,2 3 440 3,2 4 500 518 2,7 5 552 2,7 6 480 2,8 7 600 619 2,6 8 595 2,1 9 596 2,2 10 700 720 2,8 11 720 2,4 12 736 2,1 13 800 807 2,7 3,3 16,4 13,1 14 793 2,7 2,7 14,7 12,0 15 812 834 3,1 4,0 17,3 16 900 904 3,4 6,6 19,3 12,7 17 929 3,6 7,4 19,8 12,4 18 912 3,6 7,3 19,8 12,5 19 1000 1017 4,3 12,7 23,9 11,2 20 1020 4,1 11,9 23,7 11,8 21 1037 4,3 11,6 24,8 13,2 22 1100 1136 4,4 13,6 25,6 12,0 23 1086 4,2 12,8 23,6 10,8 24 1099 3,9 12,4 23,3 10,9 25 1200 1203 5,7 15,9 29,2 13,3 26 1178 5,4 15,6 29,2 13,6 27 1191 5,3 15,6 30,0 13,6 28 1300 1282 5,2 18,8 33,0 14,2 29 1285 5,9 20,1 34,9 14,8 30 1275 5,7 20,6 35,9 14,2 31 1100(500)/ 700(300)/ 500 1068 4,2 11,8 58,6 46,8 32 1080 3,6 12,1 59,4 47,3 33 1140 3,9 13,1 60,3 47,2 34 1200(500)/ 900(400)/ 700 1240 5,9 28,2 65,0 36,7 35 1190 5,4 26,8 64,3 37,5 36 1238 5,8 27,9 65,1 37,2 37 1300(800)/ 1100(500)/ 900 1299 6,6 36,0 68,2 32,2 38 1278 5,6 20,7 75,5 54,8 39 1321 6,7 39,2 78,2 39,0 ta i a iii parametry symulowanych cykli cieplnych stali s700mc ta e iii the parameters of simulated thermal cycles steel s700mc adania ek ym owany próbki uzyskane po procesie symulacji zostały poddane badaniom udarności zgodnie z pn-en iso 1481:2010, na próbkach z karbem typu v, na młocie udarowym zwick/roell rkp 450 w temperaturze –30°c, a także pomiarowi twardości metodą vickersa przy obciążeniu 9,81 n (hv1) na urządzeniu wilson wolpert micro-vickers 401mvd zgodnie z wymaganiami pn-en iso 9015-1. na każdej próbce wykonano po 7 pomiarów. następnie dwie skrajne wartości (minimum i maksimum) odrzucono, a dla pozostałych pięciu pomiarów w serii obliczono wartości średnie. badania 50 przegląd spawalnictwa 10/2013 metalograficzne mikroskopowe przeprowadzono na mikroskopie świetlnym nikon eclipse ma100, próbki do badań trawiono w nitalu. badania wytrzymałości na rozciąganie wykonano na podstawie normy pn-en 10002-1 na próbkach okrągłych. badania przeprowadzono na maszynie wytrzymałościowej mts insight. maszyna ta umożliwia wymuszanie przemieszczenia belki poprzecznej (trawersu), na której znajduje się czujnik siły, ze stałą prędkością. czujnik siły, w który jest wyposażona maszyna mts insight, pozwala na pomiar siły do 10 kn z dokładnością do dziesiętnych części n. w celu spełnienia wymagań dotyczących statycznego testu rozciągania próbek przyjęto prędkość testu: 5 mm/min. testy statycznego rozciągania prowadzono w temperaturze 24oc przy wilgotności powietrza wynoszącej 59%. w celu uniknięcia deformacji próbek w momencie ich mocowania w uchwytach pneumatycznych maszyny wytrzymałościowej, a przy tym generowania siły wstępnej, tzw. pre-loadu, ustalono minimalne ciśnienie zacisku uchwytów, przy którym próbka została zamocowana w sposób pewny. wartość tego ciśnienia wynosiła 0,27 mpa. powtarzalność osiowości i głębokości uchwycenia kształtki była możliwa dzięki zastosowaniu uchwytów pryzmatycznych. głębokość zamocowania próbki w uchwytach była równa długości jej części chwytowej. ana iza wynik w ada symulację cykli cieplnych prostych swc stali s700mc prowadzono w zakresie temperatury maksymalnej 400÷1300°c oraz wybranych cykli cieplnych złożonych w zakresie temperatury maksymalnej 1100÷1300°c (rys. 3). czas nagrzewania mieścił się w zakresie 2,3÷5,6 s. czas chłodzenia t8/5 cykli cieplnych o maksymalnej temperaturze tmax powyżej 800 oc utrzymywano na poziomie 11÷15 s. taki zakres czasu chłodzenia wynikał z analizy badań przemian fazowych austenitu w czasie chłodzenia – wykres ctpc-s [9]. w tym zakresie czasu t8/5 stal s700mc charakteryzuje się strukturą bainityczno-ferrytyczną o relatywnie małym ziarnie i twardości zbliżonej do twardości materiału rodzimego. badania metalograficzne mikroskopowe symulowanych obszarów swc wykazały, że w zakresie maksymalnych temperatur cyklu od 400 do 900ºc stal s700mc charakteryzuje się drobnoziarnistą strukturą bainityczno-ferrytyczną. powyżej maksymalnej temperatury cyklu 900oc następuje silny rozrost ziarna i postępuje on do temperatury 1300oc (tabl. iv). wysoka temperatura maksymalnych cykli cieplnych nagrzewania niweluje wpływ faz umacniających na rozdrobnienie ziarna austenitu i powoduje utratę właściwości nabytych na drodze obróbki termomechanicznej. szczególnie jest to widoczne w przypadku cykli cieplnych złożonych. badania mikroskopowe ujawniły obecność dużych wydzieleń węglikoazotkowych w obszarach wszystkich symulowanych swc (tabl. iv), co świadczy o ich wysokiej trwałości termicznej. badania twardości symulowanych obszarów swc wykonane metodą vickersa wykazały niewielki wpływ przemiany fazowej austenitu podczas chłodzenia na właściwości stali s700mc. twardość obszarów swc nagrzewanych w zakresie maksymalnych temperatur cyklu 400÷900ºc nie ulega zmianie i jest zbliżona do twardości materiału rodzimego. wraz ze wzrostem temperatury maksymalnego cyklu cieplnego powyżej 900°c następuje zmiękczenie materiału do poziomu ok. 230 hv1 (rys. 4). również w przypadku cykli cieplnych złożonych wraz ze wzrostem maksymalnej temperatury cyklu twardość symulowanej swc maleje. badania udarności symulowanych obszarów swc wykonane w temperaturze –30ºc wykazały istotny wpływ maksymalnej temperatury cyklu cieplnego na właściwości plastyczne stali. obszary swc nagrzewane od 400 do 700ºc charakteryzują się udarnością niższą niż udarność materiału rodzimego (rys. 5, 6). spadek udarności w tym zakresie temperaturowym należy wiązać z procesami starzeniowymi, dyfuzją atomów węgla i azotu na bliskie odległości do jąder dyslokacji i ich zablokowaniem. w zakresie temperatury 800÷900ºc następuje gwałtowny wzrost udarności do poziomu 300 j/cm2, co należy wiązać z zanikiem umocnienia wydzieleniowego przez koagulację wydzieleń i przejściem składników umacniających do osnowy oraz procesami rekrystalizacji ziarna [9]. badania wytrzymałości na rozciąganie próbek okrągłych pobranych z obszarów swc stali poddanej cyklom cieplnym w zakresie maksymalnej temperatury 400÷700ºc wykazały wytrzymałość na rozciąganie zbliżoną do wytrzymałości materiału rodzimego. wraz ze wzrostem maksymalnej temperatury cyklu nagrzewania następuje wyraźny spadek wytrzymałości na rozciąganie swc w stosunku do materiału rodzimego – pow. 100 mpa (rys. 7). również w cyklach cieplnych złożonych wraz ze wzrostem temperatury nagrzewania swc maleje, wytrzymałość na rozciąganie. osiągane wartości wydłużenia swc nagrzewanej w zakresie temperatury 400÷700ºc są na poziomie 12%, przy wydłużeniu materiału rodzimego ok. 16%. wraz ze wzrostem temperatury nagrzewania swc wydłużenie maleje osiągając wartości ok. 6% (rys. 8). w przypadku cykli cieplnych złożonych wzrost temperatury nagrzewania swc również powoduje pogorszenie właściwości plastycznych stali. z przeprowadzonych badań wynika, że rzeczywista swc na swoim przekroju charakteryzuje się zmiennymi właściwościami. najbardziej niebezpiecznym obszarem swc o niskich właściwościach plastycznych jest jej część wysokotemperaturowa, gruboziarnista, nagrzana powyżej 1200ºc. obszary swc nagrzane do temperatury 800÷900ºc charakteryzują się najwyższą udarnością. widoczny jest wtedy zanik efektu umocnienia wydzieleniowego, ograniczenie rozrostu ziarna i w konsekwencji zmniejszenie odcinka przegrzania swc. w związku z tym proces spawania należy prowadzić w taki sposób, aby zminimalizować szerokość niekorzystnych obszarów swc. 51przegląd spawalnictwa 10/2013 ry 3 przebiegi wybranych cykli cieplnych symulowanej swc stali s700mc wraz z termogramami i 3 waveforms of selected simulated haz thermal cycles in s700mc steel with thermal image temperatura cyklu tmax = 400°c temperatura cyklu tmax = 900°c temperatura cyklu tmax =1200°c temperatura cyklu złożonego tmax = 1100°c ry 4 wyniki pomiarów twardości hv1 symulowanych obszarów swc stali s700mc i 4 results of measurements of hardness hv1 simulated haz areas of s700mc steel ry 5 udarność symulowanej swc stali s700mc w temp.– 30°c i 5 impact strength steel s700mc simulated haz at –30 °c 52 przegląd spawalnictwa 10/2013 tmax = 400°c; 264 hv1 tmax = 500°c; 263 hv1 tmax = 600°c; 257 hv1 tmax = 700°c; 262 hv1 tmax = 800°c; 261 hv1 tmax = 900°c; 249 hv1 tmax = 1000°c; 231 hv1 tmax = 1100°c; 230 hv1 tmax = 1200°c; 226 hv1 tmax = 1100°c; cykl złożony 243 hv1 tmax = 1200°c; cykl złożony 234 hv1 tmax = 1300°c; cykl złożony 212 hv1 ta i a iv mikrostruktura obszarów swc stali s700mc w funkcji temperatury tmax ta e iv microstructure haz areas s700mc steel as a function of temperature tmax przełom mieszany tmax = 500ºc przełom plastyczny tmax = 900ºc przełom kruchy tmax = 1200ºc ry 6 przełomy swc stali s700mc po próbie udarności w temperaturze – 30ºc i 6 view of s700mc steel haz fracture after an impact test at – 30 °c 53przegląd spawalnictwa 10/2013 ry 7 wytrzymałość na rozciąganie symulowanej swc stali s700mc i 7 tensile strength of steel s700mc simulated haz ry 8 wydłużenie symulowanej swc stali s700mc i 8 relative elongation of the simulated haz steel s700mc pod mowanie stal s700mc charakteryzuje się silnie zdefektowaną strukturą bainityczno-ferrytyczną. bardzo niska zawartość węgla (0,05%), który w dużej części został związany przez ti oraz nb, skutkuje zmniejszeniem jego udziału w umocnieniu stali i ogranicza jego oddziaływanie w przemianach fazowych i strukturalnych. w obszarze wtopienia i swc zaobserwowano obecność wydzieleń o wielkości od kilkunastu do kilkudziesięciu µm, które nie biorą udziału w umocnieniu stali i ograniczeniu rozrostu ziarna, tylko stanowią karb oraz obniżają właściwości wytrzymałościowe i plastyczne złączy spawanych. istotny wpływ na właściwości złączy spawanych stali obrabianych termomechanicznie wywiera obszar swc, zwłaszcza ten nagrzany do bardzo wysokiej temperatury (1250÷1400ºc). badania symulowanych obszarów swc, nagrzewanych do różnych maksymalnych temperatur, wykazały znaczne ich zróżnicowanie pod względem właściwości wytrzymałościowych i plastycznych. właściwości wytrzymałościowe po przekroczeniu temperatury cyklu cieplnego o maksymalnej temperaturze 600ºc maleją w stosunku do materiału rodzimego, co związane jest przede wszystkim z rozrostem ziarna. właściwości plastyczne symulowanych swc (zwłaszcza udarność) zależą od trwałości faz umacniających, ich dyspersji oraz od procesów starzeniowych. obszary swc nagrzewane od 400 do 700ºc charakteryzują się udarnością niższą niż udarność materiału rodzimego, co należy wiązać prawdopodobnie z procesami starzeniowymi, dyfuzją atomów węgla i azotu na bliskie odległości do jąder dyslokacji i ich unieruchomieniem. symulowane obszary swc nagrzane do temperatury 800ºc i 900ºc wykazują bardzo wysoką udarność, sięgającą 300 j/cm2. tak duży wzrost udarności związany jest z przejściem składników umacniających do osnowy i w konsekwencji zanikiem umocnienia wydzieleniowego oraz procesami rekrystalizacji. w wysokotemperaturowym obszarze swc gwałtowny spadek udarności do kilku j/cm2 związany jest ze wzrostem rozpuszczonych mikrododatków umacniających w osnowie i ich niekontrolowanym wydzielaniem w czasie chłodzenia. uzyskane wyniki badań wykazały, że przemiana fazowa austenitu podczas chłodzenia nie odgrywa dominującej roli w zapewnieniu odpowiednich właściwości wytrzymałościowych i plastycznych złączy spawanych stali obrabianej termomechanicznie s700mc. lite at a [1] węgrzyn j.: fizyka i metalurgia spawania, politechnika śląska, gliwice 1990. [2] brózda j., pilarczyk j., zeman m.: spawalnicze wykresy przemian austenitu ctpc-s, wydawnictwo śląsk, katowice 1983. [3] poradnik inżyniera, spawalnictwo, t. 1 (pod red. j. pilarczyka) wnt, warszawa 2003. [4] górka j.: wpływ temperatury podgrzewania wstępnego na właściwości i strukturę złączy spawanych stali obrabianej termomechanicznie s700mc, xix naukowo-techniczna krajowa konferencja spawalnicza, postęp, innowacje i wymagania jakościowe procesów spawania, międzyzdroje 04-06.06. 2013, s. 59-70. [5] brózda j.: nowoczesne stale konstrukcyjne i ich spawalność. wydawnictwo instytutu spawalnictwa, gliwice 2009. [6] tasak e., ziewiec a.: spawalność materiałów konstrukcyjnych, t. 1, spawalność stali, kraków 2009. [7] yurioka m.: tmcp steel and their welding, welding in the world, vol. 35, 6/1995, s. 375-390. [8] meester b.: the weldability of modern structural tmcp steel. isij international, vol. 37, 1997, no. 6, s. 537-551. [9] górka j.: właściwości i struktura złączy spawanych stali obrabianej termomechanicznie o wysokiej granicy plastyczności, monografia habilitacyjna, gliwice 2013. 201306_pspaw_5i5a.pdf 20 przegląd spawalnictwa 6/2013 sven selling ronald steusloff wpływ płomienia acetylenu, propanu i metanu do podgrzewania wstępnego na właściwości stali drobnoziarnistej effect of acetylene, propane and methane flame  for preheating on the fine-grained steel properties  sven selling, ronald steusloff – linde gas. streszczenie wykonano próby podgrzewania kilku gatunków stali do różnych wartości temperatury, mające na celu określenie skuteczności i wydajności ww. paliw gazowych oraz rozpoznanie ich potencjalnie szkodliwych skutków dla właściwości materiału. badano możliwość wykorzystania poszczególnych gazów do ogrzewania, suszenia i podgrzewania wstępnego. omówiono wpływ gazów na tworzenie się wody kondensacyjnej na powierzchni podgrzewanych elementów i w konsekwencji na ich korozję. najlepszym gazem okazał się acetylen. badania właściwości mechanicznych oraz próba twardości wykazały, że podgrzewanie nie powoduje szkodliwych skutków dla obrabianych materiałów, a zwłaszcza kruchości wodorowej. stwierdzono, że podgrzewanie wstępne jest procesem niezbędnym w przetwórstwie stali konstrukcyjnych o podwyższonej i wysokiej wytrzymałości. abstract the paper presents results of tests of several kinds of steels heating to various temperatures, to determine the effectiveness and efficiency of acetylene, propane and methane flame as gaseous fuels and to identify their potentially harmful effects on the properties of the material. investigated the possibility of using different gases for heating, drying and preheating. the influence of various gases on the formation of condensation water on the surface of heated elements, and consequently on their corrosion. the most preferred gas was acetylene. the study of the mechanical properties and hardness test showed that the heating does not cause the expected adverse effects on treated materials, particularly hydrogen embrittlement. it was found that pre-heating is necessary in the manufacturing process strengthen structural steels and high strength steels. wstęp wykorzystanie w przemyśle materiałów o wysokiej i podwyższonej wytrzymałości jest obecnie kluczowym elementem wytwarzania podzespołów podlegających wysokim naprężeniom w takich dziedzinach jak budownictwo okrętowe i konstrukcje stalowe, w tym konstrukcje przybrzeżno-morskie. materiały te umożliwiają wytwarzanie elementów o mniejszym przekroju, a przenoszącym te same obciążenia, co oznacza, że mogą mieć mniejszą masę. zwiększone wykorzystanie drobnoziarnistych stali konstrukcyjnych sprawia, że podgrzewanie wstępne odgrywa coraz większą rolę. podgrzewanie można wykonywać różnymi sposobami i przy użyciu różnych urządzeń. zwyczajowo podgrzewa się je przy użyciu mat grzewczych, w piecu lub płomieniowo. dwie pierwsze metody stosowane są do podgrzewania elementów niepoddawanych dalszemu przetwarzaniu. natomiast płomień wykorzystuje się do podgrzewania międzyoperacyjnego lub jako przygotowanie do mającego nastąpić procesu łączenia lub cięcia. najczęściej stosowanymi gazami palnymi są: acetylen, propan (lpg ) oraz metan (gaz ziemny). dostępne, towarzyszące gazy utleniające, to czysty tlen oraz powietrze zasysane z atmosfery i powietrze sprężone. w artykule przedstawiono próby przeprowadzone na różnych materiałach i w różnej temperaturze podgrzewania. próby te miały na celu podkreślenie skuteczności zastosowane gazów palnych i rozpoznanie wszelkich, potencjalnie szkodliwych skutków dla właściwości materiału. następstwem zebrania 21przegląd spawalnictwa 6/2013 danych miała być optymalizacja wykorzystania paliwa gazowego do określonych zastosowań i zminimalizowanie ryzyka powstania kłopotów materiałowych na dalszych etapach procesu wytwarzania. podgrzewanie płomieniowe w procesie przetwarzania metali podgrzewanie płomieniowe stosuje się do różnych celów. zabieg ten stosuje się od operacji, gdzie temperatura wynosi ok. 100ºc, do kształtowania stali na gorąco w temperaturze ok. 1000ºc. w dalszej części artykułu omówiono bardziej szczegółowo obszary wykorzystania płomienia gazowego do podgrzewania osuszającego, podgrzewania wstępnego, czy też obróbki cieplnej. jest to szczególnie ważne, ponieważ drobnoziarnista stal konstrukcyjna jest obecnie wykorzystywana w coraz większym stopniu, co wymaga odpowiedniej, zarówno wstępnej, jak i późniejszej obróbki cieplnej, jak np. podczas spawania. podgrzewanie osuszające podgrzewanie osuszające jest istotnym procesem w przebiegu dalszej obróbki, takich jak cięcie płomieniowe lub spawanie. zakres temperatury roboczej wynosi 80÷120ºc dla blach grubszych niż 30 mm. usuwanie wilgoci z powierzchni obrabianego elementu lub złącza spawanego zapobiega powstawaniu wad w późniejszym okresie, takich jak porowatość i pęknięcia, oraz związanej z nimi kosztownej naprawy tych wad po przeprowadzeniu zasadniczego procesu. uzyskuje się to dzięki wykorzystaniu płomienia acetylenu ze sprężonym powietrzem lub acetylenu z tlenem. użycie propanu lub metanu daje zazwyczaj przeciwny skutek ze względu na obecność wysokiego stężenia pary wodnej w produktach spalania tych gazów, co powoduje, że do złącza wchodzi dodatkowa wilgoć, pogarszając w ten sposób wyniki spawania. podgrzewanie wstępne znaczenie podgrzewania stale wzrasta ze względu na zwiększone zużycie drobnoziarnistej stali konstrukcyjnej. dlatego ważne jest podgrzanie elementu do wcześniej określonej temperatury w celu spowolnienia procesu chłodzenia, co minimalizuje ryzyko wzrostu twardości i powstania pęknięć. proces ten jest wyszczególniony i zalecany w licznych arkuszach danych materiałowych dotyczących żelaza i stali. obszar i temperatura, do której element musi być podgrzany, zależą od różnych czynników, m.in. od grubości obrabianego elementu, rodzaju materiału i metody spawania. jeśli wartość cet jest wyższa niż 0,40%, podgrzewanie jest na ogół wymagane dla wszystkich grubości blachy. norma din-en 1011-2 przedstawia ogólne zasady wyznaczania temperatury podgrzewania wstępnego przy wykorzystaniu równoważnika węgla. obydwie te kluczowe wartości mają przyczynić się do zapewnienia dostatecznie wysokiej temperatury w obrabianym elemencie, aby zapobiec powstawaniu pęknięć wodorowych w drobnoziarnistej stali konstrukcyjnej. temperatura jest rejestrowana po przeciwnej stronie źródła ciepła. badane materiały badano pięć stali: s460g2+m, s690ql1, p460nl1, s690ql i s960ql. stale te stosowane są do budowy zbiorników ciśnieniowych, morskich platform wiertniczych oraz dźwigów. zostały one podzielone na trzy klasy wytrzymałościowe: 460 n/mm2, 690 n/mm2 i 960 n/mm2. kody na końcu symbolu wskazują stan w momencie dostawy i udarność materiału. litery ql oznaczają, że stal została dostarczona w stanie odpuszczonym i musi osiągnąć udarność 27 j w temperaturze –40ºc. podobnie ql1 wskazuje, że stal została dostarczona w stanie odpuszczonym, jednak udarność 27 j została osiągnięta w temperaturze –60ºc. udarność 27 j musi być uzyskana dla próbek, które zostały pobrane poprzecznie do kierunku walcowania. pozostałe litery nl1 oznaczają, że materiał jest dostępny w stanie normalizowanym po walcowaniu i uzyskuje udarność 27 j w temperaturze –40ºc. g2+m oznacza, że materiał był obrabiany termomechanicznie (litera m) i uzyskuje udarność przynajmniej 60 j w temperaturze –40ºc (g2). te wartości udarności odnoszą się również do próbek pobranych poprzecznie do kierunku walcowania. wszystkie blachy zostały dostarczone po walcowaniu. na początku zbadano ich skład chemiczny i najważniejsze właściwości mechaniczne. nagrzewanie próbek na podstawie wcześniej przeprowadzonych prób dokonano ogólnych ustaleń odnośnie prowadzenie procesu wstępnego podgrzewania próbek. dotyczy to prędkości roboczej przesuwu palnika, która jest utrzymywana na stałym poziomie 0,5 m/s. temperaturę podgrzewania wstępnego ustalono na 150ºc i 300ºc. ponadto wykorzystano skomputeryzowany układ sterowania numerycznego maszyny w celu zapewnienia jednakowych warunków podgrzewania wszystkich próbek, jak również stałego ruchu oscylacyjnego palnika (rys. 1). próbki podgrzewano kolejno acetylenem, a następnie propanem i metanem. podczas prób utrzymywano stałą odległość palnika od materiału, która wynosiła ok. 2÷3 mm. zaobserwowano, że płomienie wytwarzane przez propan i metan są mniej intensywne i znacznie mniejsze niż płomień acetylenowy. te aspekty dają 22 przegląd spawalnictwa 6/2013 podstawy do twierdzenia, że będą różne czasy nagrzewania dla poszczególnych elementów. również obserwuje się znaczne różnice pomiędzy rodzajami gazów palnych w kwestii osiąganych wartości temperatury, odczytywanej w punkcie pomiarowym. wzrost temperatury jest znacznie niższy, gdy ogrzewa się propanem i metanem aniżeli acetylenem. na przykład ogrzewanie stali p460nl1 do 150ºc propanem jest dłuższe o ok. 30% niż acetylenem. zastosowanie metanu powoduje dalsze wydłużenie czasu podgrzewania do ok. 40%. ogrzewanie tej samej stali do 300ºc powoduje, że różnica czasu dla uzyskania żądanej temperatury wzrasta jeszcze bardziej i wówczas różnica czasu między propanem i acetylenem wynosi ok. 60%, a przy porównaniu metanu z acetylenem ok. 76%. widoczne jest, że przenikanie ciepła do ogrzewanego elementu, gdy używa się propanu i metanu, powoduje powolne asymptotyczne zbliżanie się do zadanej temperatury, natomiast dużo wyższą temperaturę można osiągnąć przy użyciu acetylenu. gdy ogrzewano powierzchnię oczyszczoną strumieniem śrutu, zaobserwowano inne interesujące zjawisko. możliwe było uchwycenie różnicy w oddziaływaniu płomienia różnych gazów na powierzchnię podgrzewanego elementu w temperaturze pokojowej i podczas dalszego procesu ogrzewania. w przypadku acetylenu, po zapaleniu palnika i jego przejściu przez ogrzewany element, można zauważyć na początku słabo widoczną mgłę wodną. w czasie przebiegu procesu podgrzewania na ogrzewanym elemencie widoczny jest jedynie ślad płomienia. po przekroczeniu temperatury 200ºc powoli pojawiają się barwy nalotowe, które stają się coraz intensywniejsze aż do osiągnięcia wymaganych 300ºc. barwy te pozostają nadal widoczne po ostygnięciu metalu. są one równomiernie rozłożone od środka na zewnątrz ku brzegom. ogrzewanie przy użyciu metanu i propanu przebiega nieco inaczej. oprócz tego, że proces nagrzewania trwa dłużej, prowadzi on także do korozji powierzchni w trakcie i bezpośrednio po podgrzewaniu. przy obydwóch gazach następuje natychmiastowe gromadzenie się wody na powierzchni elementu po zapaleniu palnika. gromadzenie się wody jest znacznie większe w przypadku użycia metanu niż propanu, co prowadzi do wysokiego stopnia korozji powierzchni. podczas procesu ogrzewania, oprócz tego, że wzrasta temperatura, następuje również osuszanie powierzchni. woda odparowuje całkowicie gdy temperatura mierzona po przeciwnej stronie niż ta, na którą oddziałuje płomień, osiągnie wartość ok. 75ºc, co oznacza, że temperatura po stronie palnika wynosi przynajmniej 100ºc. po odparowaniu i osiągnięciu temperatury 150ºc można zaobserwować widoczny początek korozji powierzchniowej. gdy ogrzewa się dalej do temperatury 300ºc, pojawiają się barwy nalotowe, które nie tworzą linii jak w przypadku acetylenu, natomiast są rozłożone równomiernie po całej powierzchni. analiza krzywych nagrzewania stali s690ql1 dla wszystkich trzech rodzajów gazu wskazuje, że jeśli po przekroczeniu temperatury 150ºc usunie się płomień, wówczas krzywa natychmiast opada (rys. 2). zarówno dla metanu, jak i propanu z powodu małej mocy płomienia i jego niskiej temperatury rejestruje się powolny wzrost temperatury. ponadto szybkość przenikania ciepła do podgrzewanego elementu jest mniejsza od szybkości odprowadzania ciepła. dla porównania, użycie acetylenu prowadzi do szybszego wzrostu temperatury. usunięcie płomienia pokazuje, że w zasadzie następuje ustabilizowanie się temperatury. dzieje się tak z powodu mocy płomienia, która jest trzy lub czterokrotnie większa, co prowadzi do lepszego rozkładu ciepła w ogrzewanym elemencie. jednakże, właściwość ta słabnie ze wzrostem grubości blachy. ponadto, gdy podgrzewa się acetylenem stal s460g2+m, wymaganą temperaturę osiąga się szybciej niż w przypadku trzech pozostałych stali: p460nl1, s690ql, s960ql. jeśli rozpatrzymy teraz strukturę płomieni poszczególnych gazów, możemy zauważyć, że jądro płomienia acetylenu jest dużo większe niż propanu i metanu. w przeciwieństwie, w przypadku metanu i propanu dużo większa jest kita płomienia. wynikiem tej różnicy rys. 1. stanowisko badawcze fig. 1. testing station rys. 2. krzywe nagrzewania stali s690ql1 fig. 2. s690ql1 steel heating curves 23przegląd spawalnictwa 6/2013 jest to, że gdy podgrzewa się acetylenem, ciepło jest wprowadzane do elementu szybciej niż gdy używa się innych gazów. podczas prób ustalono, że powierzchnia elementu próbnego nie jest przegrzewana w żadnym punkcie, gdyż prowadziłoby to do zmiany struktury. ponadto, podczas wszystkich tych prób należało unikać uszkodzenia powierzchni. w związku z tym wyrywkowo mierzono temperaturę na powierzchni przy użyciu pirometru. przez krótki czas, gdy płomień przechodził przez element, temperatura na powierzchni była o ok. 50ºc wyższa. gdy płomień przesuwał się dalej, temperatura na powierzchni szybko wyrównywała się z temperaturą na dolnej stronie elementu. ocena prób i dyskusja wyników badane próbki poddano szczegółowej analizie i porównano z odpowiednimi badaniami materiałów w celu zobrazowania zmian we właściwościach mechanicznych. z badanych elementów pobrano różne próbki. były to próbki do rozciągania pobrane w kierunku podłużnym i poprzecznym oraz próbki do udarowych prób zginania w kierunku poprzecznym. pobrano także próbki do badań mikrograficznych. dalsze próbki pobrane z kilku badanych elementów przeznaczone były do oznaczenia w nich zawartości wodoru. wpływ rodzaju gazu na proces korozji z tych procesów można wyciągnąć wnioski odnośnie tworzenia się warstwy korozyjnej na skutek oddziaływania metanu i propanu. proces korozji jest intensyfikowany na skutek wcześniejszego czyszczenia strumieniowo-ściernego powierzchni, ponieważ warstwy rdzy i zgorzeliny opóźniają proces korozji przez hamowanie przepływu elektronów. zjawisko to regulowano dzięki zastosowaniu do podgrzewania płomienia od neutralnego do lekko utleniającego. spalanie następuje w dwóch etapach, ponieważ nie ma wystarczającej ilości tlenu, aby mogło przebiegać w reakcji jednostopniowej. poniższe równania ilustrują dwustopniowy proces spalania przy zastosowaniu propanu – równania (1) i (2) oraz acetylenu – równania (3) i (4), a także (2): c3 h8 + 4o2 → 2co + 4h2o + co2 (1) 2co + o2 → 2co2 (2) c2h2 + o2 → 2co + 2h (3) 2h +o → h2o (4) równania reakcji z zastosowaniem metanu pominięto, ponieważ reakcje te przebiegają podobnie jak przy spalaniu propanu. z równania (1) pokazuje, że podczas spalania propanu wytwarza się czterokrotnie więcej wody niż przy spalaniu acetylenu – równania (3) i (4). po zapaleniu palnika następuje gromadzenie się wody wydzielonej z płomienia, w wyniku kondensacji pary wodnej na powierzchni elementu. proces ten jest widoczny, gdy stosuje się propan i metan, natomiast przy użyciu acetylenu następuje bardzo silne usuwanie wody z powierzchni. wysoka temperatura płomienia i bardzo wyraźne jądro płomienia powodują szybkie odparowanie skroplonej wody. ponadto, szybkie przekraczanie punktu rosy zapobiega skraplaniu pary wodnej. punkt rosy spalin pochodzących ze spalania acetylenu wynosi 42ºc, co również przyczynia się do zapobiegania osadzaniu się skroplin na powierzchni elementu. wynika z tego że nie występuje dostateczna ilość wilgoci, która jest potrzebna do wydzielenia jonów oh¯ w celu zainicjowania procesu korozji. oznacza to, że powierzchnia ogrzewanego elementu pozostaje metalicznie połyskująca. oddziaływania te dotyczą także metanu i propanu. obydwa te gazy dają słaby płomień i wykazują względnie niską prędkość przepływu w porównaniu z acetylenem. ponadto, wytwarzają płomień z dużą ilością. usuwa to wodę przed płomieniem, ale może prowadzić do osadzania się skroplin po bokach palnika. wyższy punkt rosy spalin (55ºc dla propanu i 59ºc dla metanu) sprzyja także powstawaniu skroplin na powierzchni elementu. potrzebny jest dłuższy czas do osiągnięcia tych wartości temperatury na elemencie, co umożliwia przebieg procesu korozji. poniższy przykład pokazuje w wartościach liczbowych, ile wody wytwarza się podczas spalania 1 m3 paliwa gazowego. na podstawie równań (1÷4) widać wyraźnie, że uzyskuje się 4 mole wody (4·18 g) w wyniku procesu spalania 1 mola propanu (44 g). natomiast tylko 1 mol wody powstaje ze spalenia 1 mola acetylenu (c2h2 – 26 g). proporcja dla propanu wynosi 1:1,636, a dla acetylenu 1:0,6923. ponadto, propan ma gęstość 1,871 kg/m3, a acetylen 1,1 kg/m3 w stanie gazowym pod ciśnieniem 1 bara, w temperaturze 15ºc. te warunki wstępne uważane są za wystarczające dla naszych badań. spalając 1 m3 propanu, wytwarza się 3,061 kg wody, natomiast acetylenu tylko 0,7615 kg. jednakże woda ta nie wydziela się w 100% w postaci skroplin. po przekroczeniu odpowiednich punktów rosy woda odparowuje i ulatnia się do atmosfery. nasze badanie uwzględnia całkowite spalanie. o 17% więcej wody uwalnia się, gdy podgrzewa się metanem aniżeli propanem. podsumowanie próby podgrzewania pokazują, że płomień acetylenu ze sprężonym powietrzem jest najbardziej efektywny spośród badanych płomieni (rys. 3÷5). płomień ten umożliwiał szybsze osiągnięcie wymaganej temperatury w porównaniu z płomieniem uzyskanym z dwóch pozostałych gazów. podczas gdy różnica czasu potrzebnego do podgrzania elementów propanem i metanem do 150ºc – w porównaniu z acetylenem – wynosiła tylko 30% i 40%, to przy nagrzewaniu do 300ºc powiększyła się odpowiednio do 60% i 76%. ponadto podgrzewanie 24 przegląd spawalnictwa 6/2013 do 300ºc metanem i propanem wykazało, że gazy te prędko osiągają swoją maksymalną, możliwą do uzyskania temperaturę, co poznaje się po płaskim przebiegu krzywej. w przypadku acetylenu, natomiast, prawie liniową postać wznoszącej się krzywej obserwuje się jeszcze nawet przy 300ºc. jednym z najważniejszych punktów uwydatnionych dzięki naszym badaniom jest tworzenie się wody kondensacyjnej na powierzchni podgrzewanego elementu. wynika to z wysokiej zawartości wodoru w metanie i propanie. woda odparowuje z powierzchni, gdy element się ogrzewa, niemniej jednak wiele śladów korozji pozostaje. na dalszych etapach przetwarzania materiału, takich jak spawanie lub obróbka powierzchniowa, może to prowadzić do zniszczenia wytworzonej konstrukcji wcześniej niż uprzednio założono w obliczeniach lub badaniach. badanie poszczególnych gazów palnych i ich wpływu na proces ogrzewania pokazuje, że acetylen jest najbardziej korzystny. po ukończeniu prób nagrzewania przeanalizowano właściwości mechaniczne elementów. wykazały one przede wszystkim, że można wykluczyć dyfuzję wodoru do wnętrza podgrzewanego przedmiotu. ponieważ powierzchnia nie stapia się, a wodór nie jest obecny w postaci atomowej, nie ma możliwości wzbogacenia materiału w wodór pod powierzchnią materiału. inne próby mające na celu ocenę właściwości mechanicznych wykazały również, że podgrzewanie nie powoduje przewidywanych szkodliwych skutków dla obrabianych elementów. pomimo podgrzewania różnymi gazami i do różnych temperatur wytrzymałość na rozciąganie pozostawała jednakowa. próby udarności w niższych temperaturach wykazały, że podgrzewanie nie ma wpływu na udarność. próba twardości również nie wykazała żadnych zmian związanych z rodzajem gazu palnego i stosowaną temperaturą. można zatem stwierdzić, że podgrzewanie wstępne jest procesem niezbędnym w przetwórstwie stali konstrukcyjnych o wysokiej i podwyższonej wytrzymałości. nawet jeśli nie ma jeszcze żadnych zmian w mikrostrukturze lub we właściwościach mechanicznych na tym etapie pracy, pewne okoliczności należy rozważyć zawczasu, aby mieć pewność, że praca na późniejszych etapach będzie przebiegać bezpiecznie i bez komplikacji. istotne jest rozważenie rodzaju gazu i postaci czynnika utleniającego. rys. 3. płomień acetylenu ze sprężonym powietrzem fig. 3. acetylene-compressed air flame rys. 4. płomień propanu ze sprężonym powietrzem fig. 4. propane-compressed air flame rys. 5. płomień metanu ze sprężonym powietrzem fig. 5. methane-compressed air flame ps 3 2018 www 1 33przegląd  spawalnictwa vol. 90 3/2018 powłoki wielowarstwowe 5*(cu/ni) nakładane metodą  tamponową 5*(cu/ni) multi-layer coatings deposited by brush plating method dr inż. jarosław grześ – politechnika warszawska, inż. michał jankowski – supraelco warszawa. autor korespondencyjny/corresponding author: jgrzes@wip.pw.edu.pl streszczenie w artykule omówiono rolę i znaczenie powłok niklowomiedzianych oraz ich zastosowania. głównym tematem artykułu są wielowarstwowe powłoki miedziano-niklowe typu 5*(cu/ni) nakładane metodą tamponową, będącą odmianą nakładania galwanicznego. celem przeprowadzonych badań było sprawdzenie możliwości metody tamponowej w zakresie wytwarzania wspomnianych powłok. przeprowadzono podstawowe badania: pomiary grubości powłok, metalograficzne oraz mikrotwardości. otrzymane wyniki odniesiono do wyników otrzymanych dla jednowarstwowych powłok ni i cu. słowa  kluczowe: metoda tamponowa; powłoki cu/ni; powłoki wielowarstwowe abstract the article discusses the role and importance of nickelcopper coatings and their applications. the main topic of the article are multi-layer copper-nickel coatings of type 5*(cu/ni) applied with a brush plating method, which is a variant of galvanic application. the aim of the conducted research was to check the possibility of the brush plating method in the production of the mentioned coatings. basic research was carried out: coating thickness measurements, metallographic and microhardness. the results obtained were referred to the results obtained for monolayer ni and cu coatings. keywords: brush plating; cu/ni coatings; multi-layer coatings wstęp powłoki z rodziny powłok niklowych i miedzianych należą do jednych z najbardziej popularnych. posiadają szerokie zastosowanie ze względu na właściwości miedzi (dostępność, wysoka przewodność elektryczna i cieplna, odporność korozyjna) oraz niklu i jego stopów (odporność na zużycie i korozję). mogą pełnić nie tylko rolę dekoracyjną czy ochroną, ale są również stosowane w procesie nakładania powłok technicznych. w tym przypadku cu jest zazwyczaj stosowana jako warstwa podkładowa, natomiast warstwa ni pełni rolę właściwej warstwy roboczej. przy ich zastosowaniu w regeneracji powierzchni zużytych lub uszkodzonych wskutek eksploatacji elementów maszyn warstwy cu, nakładane z określonego elektrolitu, umożliwiają szybkie uzupełnienie ubytków powierzchni, jej wyrównanie i jednocześnie pełnią rolę warstwy podkładowej pod warstwę niklu bądź innego metalu lub stopu metali [1]. poprzez naprzemienne nakładanie warstw ni i cu możliwe jest otrzymanie powłoki wielowarstwowej, która może np. być powłoką gradientową, charakteryzującą się zmianami właściwości na jej grubości lub materiałem wyjściowym do wytworzenia na powie rzchni powłoki będącej stopem cu-ni. stop cu-ni ma z ko lei dobre właściwości antykorozyjne i wytrzymałościowe. jarosław grześ, michał jankowski przeglad welding technology review dzięki temu można go stosować jako np. materiał na pokrycia elementów armatury wodnej. metoda tamponowa (ang. brush.plating,.selective.plating,. spot.plating,.swab.plating) kilkakrotnie już była omawiana na łamach przeglądu spawalnictwa [1÷4]. jest odmianą nakładania w wannach galwanicznych metali i ich stopów. pierwszy patent z nią związany pojawił się we francji w 1948 roku, jako następstwo prac zapoczątkowanych w 1938 roku przez georges icxi i opracowania w 1945 roku pierwszego przemysłowego, komercyjnego procesu nakładania powłok tą metodą. dalszy rozwój metody nastąpił w latach 50. i 60. obecnie metoda posiada świadectwa dopuszczenia wielu znaczących koncernów i instytucji, działających w różnych dziedzinach przemysłu. istotą metody tamponowej jest to, że elektrolit nanosi się na powierzchnię pokrywaną za pomocą tamponu, nasuniętego na elektrodę (najczęściej grafitową lub stalową), zamocowaną w uchwycie. uchwyt elektrodowy jest podłączonym do bieguna dodatniego źródła, a przedmiot pokrywany do ujemnego. duża liczba opracowanych elektroli tów umożliwia obecnie nakładanie ponad 70 różnych metali i ich stopów. 34 przegląd  spawalnictwa vol. 90 3/2018 przedmiot i metodyka badań przedmiotem badań były powłoki wielowarstwowe typu 5*(cu/ni), otrzymane w procesie nakładania tamponowego w ramach [5] i prac związanych z modyfikacją powierzchni prowadzonych w zakładzie inżynierii spajania pw. podstawowym celem badań było określenie możliwości stosowania metody tamponowej do otrzymywania powłok wielowarstwowych przekładanych, czyli takich, które zbudowane są z szeregu naprzemiennie ułożonych warstw dwóch metali lub ich stopów. dla celów porównawczych wykonano nakładanie powłok cu i ni jednowarstwowych oraz powłok dwuwarstwowych cu/ni. w ramach badań określono zmiany grubości powłoki w funkcji czasu nakładania przy danych parametrach procesu (napięcia i prędkości przesuwu tamponu względem powierzchni pokrywanej), przeprowadzono pomiary twardości powłok oraz obserwacje mikroskopowe. powłoki nakładano z następujących elektrolitów: copper alkaline #1 (powłoki cu) i nickel extreme high speed (powłoki ni). o wyborze tych elektrolitów zadecydowały w głównej mierze: szybkości osadzania z nich powłok, zbliżone zakresy napięć nakładania oraz zalecanych prędkości przesuwu tamponu. ponadto występuje znacząca różnica w twardości uzyskanych z nich powłok. powłoki nakładano na próbkach walcowych, o wymiarach powierzchni pokrywanej ø10 x 40 mm (rys. 1), wykonanych ze stali st3. w połowie próbek powierzchnia przeznaczona do pokrywania była szlifowana do uzyskania ra = 0,32 µm, w pozostałych zachowano ją w takim stanie, w jakim była po toczeniu wykańczającym. tablica i. zestawienie nałożonych powłok table i. list of applied coatings rys. 1. próbka do nakładania powłok fig. 1. sample for applying coatings powłoka elektrolit 1 elektrolit 2 napięcie [v] czas [s] powłoka ni (jednowarstwowa) nickel extreme high speed – 10 1800 powłoka ni (jednowarstwowa) nickel extreme high speed – 14 1800 powłoka cu (jednowarstwowa) copper alkaline #1 – 11 1800 powłoka cu (jednowarstwowa) copper alkaline #1 – 14 1800 powłoka cu/ni (dwuwarstwowa) copper alkaline #1 nickel extreme high speed 14 240+120=360 powłoka 5*(cu/ni) (wielowarstwowa) copper alkaline #1 nickel extreme high speed 14 10x10=100 powłoka 5*(cu/ni) (wielowarstwowa) copper alkaline #1 nickel extreme high speed 14 10x30=300 powłoka 5*(cu/ni) (wielowarstwowa) copper alkaline #1 nickel extreme high speed 14 10x60=600 powłoka 5*(cu/ni) (wielowarstwowa) copper alkaline #1 nickel extreme high speed 14 10x90=900 powłoka 5*(cu/ni) (wielowarstwowa) copper alkaline #1 nickel extreme high speed 14 10x120=1200 pomiary mikrotwardości wykonano metodą vickersa, wykorzystując mikroskop optyczny leitz. liczba punktów pomiarowych zawierała się między 7 a 15, zależnie od grubości powłoki. obciążenie wgłębnika wynosiło 25 g. obserwacje mikroskopowe przeprowadzono na mikroskopie metalograficznym olympus bx51m, stosując powiększenia 10 i 20 razy (obserwacje powierzchni powłok) oraz 100, 200 i 500 razy (obserwacje przekrojów poprzecznych powłok). zgłady metalograficzne przekrojów poprzecznych wykonano pod kątem i trawiono 5% roztworem nitalu. grubość powłok w czasie nakładania kontrolowano za pomocą mikromierza, mierząc średnicę próbki. wpływ napięcia i czasu nakładania na grubość, twardość oraz budowę powłoki określono na powłokach jednowarstwowych, które nakładano przy napięciach odpowiednio 10 i 14 v (powłoki ni) oraz 11 i 14 v (powłoki cu) oraz różnych czasach. niższe wartości są średnimi, a wyższe maksymalnymi napięciami z zakresu napięć zalecanych przez producenta elektrolitów [6]. badania te stanowiły pierwszy etap. w drugim etapie badań, dla wybranego na podstawie pierwszego etapu napięcia (14 v), nakładano i badano pozostałe powłoki. wszystkie nałożone powłoki wymieniono w tablicy i. technologia nakładania powłok  przed nakładaniem powłok powierzchnia próbek została przygotowana wg standardowej procedury. w pierwszej kolejności zastosowano czyszczenie elektrolityczne i aktywowanie. następnie nakładano specjalną niklową warstwę podkładową z elektrolitu nickel special, której celem było zapewnienie lepszej przyczepności badanych powłok do powierzchni próbek. charakterystykę elektrolitów zastosowanych w procedurze przygotowania powierzchni i nakładania powłok cu i ni przedstawiono w tablicy ii [6]. parametry poszczególnych operacji przygotowania powierzchni i nakładania powłok przedstawiono w tablicy iii. w celu zapewnienia tej samej prędkości v przesuwu tamponu względem powierzchni pokrywanej i aby uniezależnić jej wartość od wpływu ręcznego nakładania, próbki mocowano w uchwycie trójszczękowym tokarki tsb 16 (rys. 2). prędkość obrotową wrzeciona tokarki dobrano tak, aby v = 10 m/min. 35przegląd  spawalnictwa vol. 90 3/2018 powłoki nakładano wykorzystując jako źródło prądu prostownik dsd-15-q, stosując uchwyty elektrodowe zdb-1(ii) i prostopadłościenne elektrody grafitowe o wymiarach 40 x 40 x 10 mm (l x s x h), dobrane do wielkości powierzchni pokrywanej tak, aby wyeliminować konieczność przesuwu poprzecznego tamponu. wyniki badań  aby określić zmiany grubości w zależności od czasu nakładania, w przypadku powłok jednowarstwowych ni i cu podczas ich nakładania co 300 s mierzono średnicę próbki w trzech miejscach – na początku, w środku i na końcu powierzchni pokrywanej. na ich podstawie wyliczono wartości średnie grubości powłok oraz średni czas przyrostu grubości powłoki o 1 µm. wyniki pomiarów i obliczeń zestawiono w tablicy iv. tablica iii. parametry przygotowania powierzchni i nakładania powłok table iii. parameters of surface preparation and plating tablica ii. charakterystyka elektrolitów [6] table ii. plating solutions and properties [6] rys. 2. mocowanie próbek fig. 2. mounting of samples nazwa elektrolitu ph kj p so qe uwagi electroclean #1 ~11 – – – – czyszczenie elektrolityczne powierzchni activator #4 ~2 – – – – aktywacja powierzchni nickel special <2 85 – – – warstwa podkładowa, twardość ok. 480 hv copper alkaline #1 9,2÷9,8 60 0,079 9,8 710 niskie naprężenia wewnętrzne, dobra przyczepność, twardość ok. 230 hv nickel extreme high speed 7,5÷7,8 56 0,046 8,0 113,2 twardość ok. 525 hv ph – odczyn elektrolitu kj – koncentracja jonów metalu w elektrolicie, g/l p – współczynnik zużycia mocy, ah/dm2•µm so – szybkość nakładania, µm/min qe – wydajność elektrolitu. dm2/l•µm nazwa elektrolitu biegunowość napięcie [v] czas [s] uwagi elektroclean #1 (+) 12 30 czyszczenie elektrolityczne activator #4 (–) 12 30 aktywacja powierzchni nickel special – – 3÷5 warstwa podkładowa(+) 18 3÷5 (+) 12 3÷5 copper alkaline #1 (+) 11, 14 1800 powłoki cu 14 240 powłoki cu/ni 10, 30, 60, 90, 120*) powłoki wielowarstwowe nickel extreme high speed (+) 10, 14 1800 powłoki ni 14 120 powłoki cu/ni 10, 30, 60, 90, 120*) powłoki wielowarstwowe po każdej operacji próbki były płukane w bieżącej wodzie. *) czasy nakładania pojedynczej warstwy w powłoce 36 przegląd  spawalnictwa vol. 90 3/2018 tablica iv. zmiany grubości powłok w czasie nakładania table iv. changes in coating thickness during application elektrolit napięcie [v] czas [s] średnica [mm] średnia  grubość   powłoki [mm] średni czas  nakładania   1 µm [s]pomiar 1  pomiar 2  pomiar 3  nickel extreme high speed 10 0 9,940 9,930 9,930 – 13,1 300 9,980 9,985 9,950 0,019 600 10,040 10,045 9,990 0,046 900 10,095 10,100 10,020 0,069 1200 10,140 10,150 10,045 0,089 1500 10,195 10,215 10,080 0,115 1800 10,260 10,265 10,100 0,138 nickel extreme high speed 14 0 9,945 9,940 9,920 – 11,2 300 9,995 10,010 9,9650 0,027 600 10,050 10,070 10,020 0,056 900 10,100 10,150 10,050 0,082 1200 10,150 10,210 10,080 0,0106 1500 10,200 10,270 10,120 0,131 1800 10,260 10,350 10,160 0,161 copper #1 alkaline 11 0 9,950 9,940 9,935 – 11,0 300 10,000 9,990 9,980 0,024 600 10,060 10,050 10,020 0,051 900 10,120 10,105 10,060 0,077 1200 10,170 10,165 10,120 0,105 1500 10,240 10,235 10,170 0,137 1800 10,300 10,290 10,220 0,164 copper #1 alkaline 14 0 9,945 9,925 9,925 – 10,2 300 10,015 9,990 9,970 0,030 600 10,090 10,060 10,030 0,064 900 10,160 10,120 10,080 0,094 1200 10,230 10,180 10,130 0,124 1500 10,280 10,240 10,190 0,153 1800 10,370 10,270 10,210 0,176 pomiary mikrotwardości wykazały, że zawierała się ona w granicach: – dla powłoki cu i napięcia nakładania 11 v, 179÷195 hv (wartość średnia 186 hv); – dla powłoki cu i napięcia nakładania 14 v, 153÷206 hv (wartość średnia 176 hv); – dla powłoki ni i napięcia nakładania 10 v, 429÷599 hv (wartość średnia 522 hv); – dla powłoki ni i napięcia nakładania 14 v, 420÷599 hv (wartość średnia 501 hv). na rysunku 3 przedstawiono obrazy mikroskopowe powierzchni i przekrojów poprzecznych powłok cu i ni. w drugim etapie przeprowadzono badania dla powłok wielowarstwowych. wyniki pomiarów grubości (wartości średnie) oraz mikrotwardości powłok na przekroju poprzecznym zamieszczono w tablicy v. rysunek 4 przedstawia wybrane obrazy mikroskopowe przekrojów poprzecznych powłok wielowarstwowych. tablica v. grubość i mikrotwardość powłok cu/ni, 5*(cu/ni) table v. thickness and microhardness of cu/ni, 5*(cu/ni) coatings powłoka / całkowity  czas nakładania   powłoki [s] średnia grubość  powłoki [mm] hv 0,025   hvśred / hvmax÷hvmin cu/ni / t=240+120 0,040 301/ 560÷190 5*(cu/ni) / t=100 0,023 361 / 420÷311 5*(cu/ni) / t=300 0,048 310 / 413÷224 5*(cu/ni) / t=600 0,090 278 / 383÷122 5*(cu/ni) / t=900 0,110 202 / 473÷78 5*(cu/ni) / t=1200 0,108 188 / 454÷74 materiał podłoża – 128 / 206÷53 37przegląd  spawalnictwa vol. 90 3/2018 rys. 3. obrazy mikroskopowe: a) powierzchni (pow. 20x) i b) przekroju poprzecznego powłoki cu (u = 14 v t = 1800 s) oraz c) powierzchni (pow. 20x) i d) przekroju poprzecznego powłoki ni (u = 14 v t = 1800 s) fig. 3. microscopic images of: a) surface (magn. 20x) and b) cross-section of the cu coating (u = 14 v, t = 1800 s) as well as c) surface (magn. 20x) and d) cross-section of the ni coating (u = 14 v, t = 1800 s) rys. 4. obrazy mikroskopowe przekroju poprzecznego powłok wielowarstwowych: a) cu/ni, b) 5*(cu/ni) t = 100 s, c) 5*(cu/ni) t = 600 s, d) 5*(cu/ni) t = 1200 s fig. 4. cross-section of multi-layer coatings: a) cu/ni, b) 5*(cu/ni) t = 100 s, c) 5*(cu/ni) t = 600 s, d) 5*(cu/ni) t = 1200 s a) b) c) d) a) b) c) d) 38 przegląd  spawalnictwa vol. 90 3/2018 podsumowanie  proces otrzymywania powłok wielowarstwowych metodą tamponową jest trudniejszy niż w przypadku powłok pojedynczych czy podwójnych. wykazały to wyraźnie przeprowadzone badania. aby jednak uniknąć większości problemów występujących przy zastosowaniu metody tamponowej do nakładania powłok wielowarstwowych, należy: – starannie dobrać elektrolity do nakładania warstw składających się na powłokę, powinny one umożliwiać otrzymywanie gładkiej powierzchni poszczególnych warstw w szerokim zakresie napięć nakładania; analiza wyników  etap i pozwolił na określenie dynamiki przyrostu grubości powłok cu i ni nakładanych z wybranych elektrolitów. analizując otrzymane wyniki dla powłok jednowarstwowych można stwierdzić liniowy charakter przyrostu grubości powłok w funkcji czasu jej nakładania (rys. 5). zwiększenie napięcia nakładania do wartości maksymalnej (u = 14 v) zalecanej przez producenta elektrolitu spowodowało stosunkowo niewielki przyrost końcowej grubości powłoki. wyniósł on dla powłoki cu 0,012 mm, a dla ni 0,023 mm. analizując z kolei przyrost grubości powłoki w kolejnych odcinkach czasowych wynoszących 300 s obserwujemy różne jego wartości (rys. 6). przedział zmienności przyrostu w kolejnych odcinkach czasowych wynosi dla powłok cu 0,024÷0,032 mm (u = 11 v) i 0,023÷0,034 mm (u = 14 v), a dla powłok ni 0,019÷0,027 mm (u = 10 v) i 0,023÷0,030 mm (u = 14 v). grubość nałożonych powłok cu jest przy tych samych napięciach i czasach nakładania większa niż dla powłok ni. zwiększenie napięcia nakładania spowodowało zarówno w przypadku powłok cu, jak i ni zwiększenie rozrzutu wyników pomiarów mikrotwardości i przyczyniło się do niewielkiego obniżenia wartości średniej mikrotwardości. w przypadku powłok wielowarstwowych 5*(cu/ni) przyrost grubości ma zmieniony charakter w porównaniu z obserwowanym dla powłok cu i ni. przebieg krzywej przedstawiono na rysunku 7. widoczne jest maksimum dla t = 900 s. dla czasu t = 1200 s zanotowano nieznaczny spadek grubości powłoki. przyczyną może być zmiana prędkości przesuwu tamponu względem powierzchni pokrywanej spowodowana zwiększaniem się średnicy próbki w czasie nakładania lub zużywanie się tamponu i jego lokalne uszkodzenia, pojawiające się w miarę upływu czasu. jeżeli chodzi o twardość rys. 5. przyrost grubości powłok cu i ni w funkcji czasu nakładania fig. 5. increase in cu and ni coating thickness vs. application time rys. 6. przyrost grubości powłok w kolejnych okresach nakładania (6*t=300 s) fig. 6. increase in coating thickness during subsequent application periods (6*t=300 s) rys. 7. przyrost grubości powłok 5*(cu/ni) w funkcji czasu nakładania fig. 7. increase in 5*(cu/ni) coating thickness vs. application time powłok, to widoczny jest spadek średniej mikrotwardości oraz znaczące zwiększenie rozrzutu wyników pomiarów wraz z wydłużaniem czasu nakładania. spowodowane jest to coraz większym udziałem miedzi w powłoce. obserwacje mikroskopowe powierzchni i przekrojów poprzecznych pozwoliły na stwierdzenie występowania pęknięć w warstwach niklowych, których rozprzestrzenianie ulega zablokowaniu przez znajdujące się niżej warstwy miedzi. pęknięcia występujące w warstwach niklowych są obserwowane bardzo często, co jest związane ze stanem naprężeń występującym w warstwie. w badanych próbkach zaobserwowano również porowatość oraz nierównomierność granicy między poszczególnymi warstwami. ś re dn i p rz yr os t g ru bo śc i  w  k ol ej ny ch  p rz ed zi ał ac h  t =  3 00  s  [m m ] czas nakładania powłoki [s] ś re dn i p rz yr os t g ru bo śc i w  c za si e  na kł ad an ia  [m m ] czas nakładania powłoki [s] g ru bo ść  p ow ło k  [m m ] czas nakładania powłoki [s] 5*(cu/ni) 39przegląd  spawalnictwa vol. 90 3/2018 literatura [1] grześ j., rychlewski m.: metoda tamponowa w regeneracji części maszyn, przegląd spawalnictwa nr 3, s. 30-35, 2015. [2] grześ j.: badania powłok metalowych nakładanych metodą tamponową, przegląd spawalnictwa nr 7-9, s. 27-29, 1991. [3] grześ j.: warstwy pośrednie nakładane metodą tamponową, przegląd spawalnictwa nr 6, s. 48-52, 2011. [4] grześ j.: odporność korozyjna wybranych powłok nakładanych metodą tamponową, przegląd spawalnictwa nr 2, s. 14-18, 2014. [5] jankowski m.: wpływ parametrów nakładania tamponowego na strukturę metalowych powłok kompozytowych ni-cu, praca dyplomowa inżynierska, politechnika warszawska, 2017. [6] brush plating solutions instruction manual, china national machinery import & export corporation, beijing branch. – tak dobrać elektrolity, aby szybkości osadzania z nich warstw były do siebie zbliżone; – stosować wartości średnie napięcia lub niższe z zakresu zalecanego przez producenta, spowoduje to wydłużenie czasu nakładania powłoki, ale przyczyni się prawdopodobnie do otrzymania lepszych jakościowo warstw oraz zmniejszy ryzyko wystąpienia przypaleń; – zapewnić właściwą kontrolę parametrów nakładania i przestrzegać ogólnych zasad nakładania powłok metodą tamponową; – kontrolować na bieżąco w czasie nakładania stan tamponu, jakiekolwiek ślady świadczące o jego zużyciu bądź uszkodzeniu kwalifikują tampon do wymiany; – unikać zbyt dużych grubości poszczególnych warstw. podsumowując, zastosowanie metody tamponowej do otrzymywania powłok wielowarstwowych w każdym przypadku wymaga indywidualnego podejścia i rozpatrzenia szeregu czynników. 201306_pspaw_5i5a.pdf 2 przegląd spawalnictwa 6/2013 andrzej ambroziak piotr białucki wiesław derlukiewicz artur lange ocena jakości złączy spawanych ze stali x6cr17 i x5crni18-10 stosowanych w wymiennikach ciepła quality assesment of x6cr17 and x5crni18-10  steels welded joints used in heat exchanger prof. dr hab. inż. andrzej ambroziak, dr inż. piotr białucki, dr inż. wiesław derlukiewicz, dr inż. artur lange – politechnika wrocławska. streszczenie przemysłowe urządzenia grzewcze często stanowią spawaną konstrukcję stalową wykonaną z cienkościennych rur i blach ze stali nierdzewnych. w obudowie o kształcie bryły prostopadłościennej umieszczone są rury powietrzne (rys. 1). we wnętrzu obudowy znajduje się komora spalania gazu, a cała przestrzeń obudowy jest przedzielona grodziami ukierunkowującymi odpowiednio przepływ spalin. z obudową łączą się też rurki do odprowadzenia kondensatu, rura kominowa, tunel palnika itp. główne połączenia spawane występujące w wymiennikach ciepła to złącza blach obudowy oraz połączenia rur powietrznych z blachą obudowy. z uwagi na wymaganą szczelność są to spoiny ciągłe. abstract industrial heaters are often a welded steel construction made of thin-walled tubes and sheets of stainless steel. in the case of a rectangular-shaped blocks are placed air pipe (fig. 1). inside the cabinet is a gas combustion chamber, and the whole of the enclosure is divided by bulkheads targetable properly exhaust flow. with housing combine a tube to drain condensate flue pipe tunnel burner, etc. main welded joints occurring in heat exchangers are sheet joints housing and the air pipe joints with sheet metal casing. in view of the required tightness they are continuous weld. this paper presents the results of the quality of joints found in industrial and commercial heating. wstęp przemysłowe urządzenia grzewcze często stanowią spawaną konstrukcję stalową wykonaną z cienkościennych rur i blach ze stali nierdzewnych. w obudowie o kształcie bryły prostopadłościennej umieszczone są rury powietrzne (rys. 1). we wnętrzu obudowy znajduje się komora spalania gazu, a cała przestrzeń obudowy jest przedzielona grodziami ukierunkowującymi odpowiednio przepływ spalin. z obudową łączą się też rurki do odprowadzenia kondensatu, rura kominowa, tunel palnika itp. główne połączenia spawane występujące w wymiennikach ciepła to złącza blach obudowy oraz połączenia rur powietrznych z blachą obudowy. ze względu na wymaganą szczelność są to spoiny ciągłe. w pracy przedstawiono wyniki analizy jakości złączy występujących w grzewczych urządzeniach przemysłowych. materiały na wymienniki ciepła przemysłowych urządzeń grzewczych z analizy warunków pracy wymienników ciepła w przemysłowych urządzeniach grzewczych wynika, że ich części składowe nie podlegają dużym obciążeniom siłami zewnętrznymi, a w obszarze komory 3przegląd spawalnictwa 6/2013 spalania gazu temperatura blach dochodzi do 800oc, natomiast po stronie przeciwnej wymiennika temperatura blach wynosi ok. 60oc. z tych powodów żarowytrzymałość stali nie jest podstawowym kryterium wyboru materiałów na wymienniki ciepła i dlatego producenci tych urządzeń stosują najczęściej stale nierdzewne o lepszej spawalności niż odpowiednie stale żaroodporne. w konstrukcji analizowanego modułu grzewczego wymiennika ciepła zastosowano dwa gatunki stali nierdzewnej, których skład chemiczny podano w tablicy i. na obudowę zastosowano blachy wykonane ze stali nierdzewnej ferrytycznej x6cr17 (pnen 10088-3), natomiast rury wymiennika wykonano ze stali nierdzewnej austenitycznej x5crni18-10 (pn-en 10088-3). grubość blach i ścianki rur wynosiła 1,5 mm. stale ferrytyczne o zawartości 17% chromu wykazują wysoką odporność na utlenianie w powietrzu do temperatury 850÷900oc. stale te mają generalnie gorsze właściwości mechaniczne w wysokich temperaturach ze względu na strukturę ferrytyczną niż stale austenityczne. natomiast żaroodpornością dorównują, a w niektórych środowiskach przewyższają stale austenityczne [2]. zebrane na podstawie danych doświadczalnych wyniki obserwacji długotrwałej pracy stali w wysokiej temperaturze w warunkach utleniających przedstawiono w tablicy ii. wybrane gatunki stali nierdzewnej spełniają wymagania do pracy w urządzeniach grzewczych. tablica i. zawartość pierwiastków stopowych w badanych stalach nierdzewnych wg en 10088-3 [1], % mas. table i. the content of alloying elements in tested stainless steels acc with en 10088-3 [1], % mas. stal numer c si mn p s n cr ni x6cr17 1.4016 maks. 0,08 maks. 1,00 maks. 1,00 maks. 0,040 ≤ 0,030 16,0÷18,0 x5crni18-10 1.4301 ≤ 0,07 ≤ 1,0 ≤ 2,0 maks. 0,045 ≤ 0,030 ≤ 0,11 17,5÷19,5 8,0÷10,5 tablica ii. odporność wybranych gatunków stali nierdzewnej na utlenianie w wysokiej temperaturze [3] table ii. resistance selected grades of stainless steel to oxidation at high temperature [3] gatunek stali maksymalna temperatura pracy w powietrzu en ansi praca nieciągła, oc praca ciągła, oc 1.4016 430 870 815 1.4301 304 870 925 rodzaje złączy moduł wymiennika, którego fragment przedstawiono na rysunku 1, stanowi spawaną konstrukcję stalową wykonaną z cienkościennych rur i blach ze stali nierdzewnych. blachy obudowy wymiennika łączone są doczołowo bez ukosowania i bez odstępu w rowku spawalniczym (rys. 2a) oraz spoinami pachwinowymi (rys. 2b). rury powietrzne ułożone w rzędach stykają się z blachą obudowy pod różnymi kątami. środkowy rząd rurek ułożony jest prostopadle do blachy obudowy, rys. 1. fragment modułu wymiennika ciepła fig. 1. a fragment of the heat exchanger module rys. 2. rodzaje złączy blach obudowy wymiennika: a) złącze doczołowe, b) złącze teowe fig. 2. types joints cover plate heat exchanger: a) butt joint, b) t-shaped joint rys. 3. złącze rur powietrznych z blachą obudowy fig. 3. air pipe joint with sheet metal casing natomiast rurki w rzędach zewnętrznych nachylone są do blachy obudowy pod określonym kątem i tworzą styk o zmiennym kształcie na obwodzie rury, przy czym spoiny można zakwalifikować jako spoiny czołowe z jednostronnym ukosowaniem krawędzi rury i z odstępem w rowku równym wielkości luzu między rurą i otworem w blasze, podobnie jak w przypadku rur ze środkowego rzędu (rys. 3). ukosowanie krawędzi rury ma nieregularny kształt, ponieważ powstaje w sposób przypadkowy podczas ogradowania krawędzi szlifowaniem ręcznym. z uwagi jednak na małą grubość blachy, wynoszącą 1,5 mm 4 przegląd spawalnictwa 6/2013 wielkość ukosowania wynosząca 0,5÷1,0 mm może wpływać korzystnie na formowanie się spoiny, zwłaszcza na uzyskanie głębszego wtopienia w blachę złączy. dostęp do wszystkich wymienionych spoin jest łatwy i umożliwia ich poprawne wykonanie w dogodnej pozycji pa i pb. wykonanie spoin pachwinowych łączących blachy obudowy oraz spoin czołowych rur z blachami obudowy wymaga przestawiana konstrukcji, ale ze względu na stosunkowo nieduży ciężar nie jest to trudne. analiza metod spawania wymiennika w procesie produkcji modułu wymiennika stosowane są dwie metody spawania. złącza doczołowe w obudowie oraz złącza rury z blachą obudowy wykonywane są ręcznie metodą tig, natomiast ściany boczne obudowy wymiennika są spawane z obwodową częścią obudowy za pomocą półautomatycznej metody mgaw. metoda tig w osłonie czystego argonu zapewnia precyzyjne spawanie cienkich blach i rur z maksymalnie możliwą kontrolą przetopu w spoinie. nowoczesne urządzenia inwertorowe do spawania tą metodą pozwalają optymalnie sterować procesem spawania, co ma duży wpływ na jakość uzyskiwanych spoin. do spawania metodą mgaw stosowane są również nowoczesne urządzenia inwertorowe, które dzięki zaawansowanej konstrukcji stwarzają możliwość łatwego dopasowania parametrów spawania do optymalnych warunków procesu. w tej metodzie do osłony łuku stosowana jest mieszanka gazów zawierająca argon i ok. 2% co2. materiały dodatkowe do spawania wymiennika ciepła w metodzie tig przy spawaniu konstrukcji cienkościennych stosuje się wyłącznie czysty argon. osłona argonowa również w metodzie mig jest bardzo skuteczna i umożliwia uzyskanie wysokiej czystości spoiny. jednak kształt soczewkowy spoiny oraz napięcie powierzchniowe ciekłego metalu nie zawsze są wystarczające, aby uzyskać optymalny kształt spoiny. dlatego przy spawaniu stali stopowych, także wielu stali nierdzewnych, zamiast metody mig często stosuje się mieszanki gazowe z niewielkim dodatkiem (1÷2%) gazu aktywnego o2 lub co2, co uaktywnia tę mieszankę i dlatego właściwszą nazwą metody jest mgaw (metal gas arc welding). w metodzie mag udział gazu utleniającego w mieszance z gazem obojętnym wynosi zwykle więcej niż 5%. dodatek dwutlenku węgla sprzyja stabilnemu jarzeniu się łuku przy niskich parametrach prądowych, przy których metal drutu przechodzi do jeziorka w sposób zwarciowy mniej wrażliwy na przepalenia cienkościennych elementów. zastosowana stal ferrytyczna jest wrażliwa na przegrzanie, tzn. przy przekroczeniu temperatury 1000°c powstaje struktura gruboziarnista, co w połączeniu z wydzielaniem się węglików może prowadzić do jej kruchości [4, 5]. zachowanie jednakowej odporności na korozję wymaga zastosowania spoiwa o zgodnym ze spawaną stalą składzie chemicznym. w przypadku stali ferrytycznej x6cr17 (nr 1.4016, 430 wg astm) spoiwem takim jest np. spoiwo g17 wg en 12072 (430 wg astm), dostępne głównie w metodzie gmaw. jednak zastosowanie spoiw austenitycznych, np. 308lsi, 309lsi, 316lsi (tabl. iii) w sposób istotny ułatwia spawanie, a jego wybór często dokonywany jest na podstawie wykresu fazowego schaefflera (rys. 4) [5, 6]. niemal dla każdego z wytypowanych spoiw, nawet przy założeniu min. 50% udziału spoiwa w materiale spoiny, skład chemiczny spoiny znajduje się w strefie dobrej spawalności (obszar wykresu zaczerniony). tablica iii. zawartość pierwiastków stopowych w spoiwach austenitycznych, % wag. table iii. the content of alloying elements in austenitic filer metal, % mas spoiwo c si mn p s cr ni mo n 308lsi < 0,025 0,9 1,8 < 0,025 < 0,015 20 10,5 < 0,3 < 0,06 309lsi < 0,025 0,9 1,8 < 0,025 < 0,015 23,5 13,5 < 0,4 0,10 316lsi < 0,025 0,9 1,8 < 0,025 < 0,015 18,5 12 2,6 < 0,060 rys. 4. wykres schaefflera z zaznaczonymi punktami odpowiadającymi spawanym stalom nierdzewnym, zastosowanym spoiwom oraz potencjalnym spoinom [5] fig. 4. schaeffler diagram with marked points corresponding to weld stainless steels, applied filer metal and potential welds [5] 5przegląd spawalnictwa 6/2013 wykonanie złączy próbnych do badań wykonano w warunkach produkcyjnych złącza próbne doczołowe i teowe blach oraz kątowe rury z blachą wg warunków podanych w tablicy iv. dla wykonanych złączy przeprowadzono badania wizualne zgodnie z pn-en 970 oraz metalograficzne. przykładowe złącza pokazano na rysunku 5. badania wizualne i metalograficzne przedstawione na rysunku 5a złącze ma układ łusek lica spoiny charakterystyczny dla spawania ręcznego metodą tig, a jego szerokość wynosi ok. 4,5 mm. widoczne jest miejscowe poszerzenie nadlewu w miejscu zakończenia i rozpoczęcia nowych odcinków spoiny. powierzchnia złącza od strony grani spoiny jest utleniona w sposób charakterystyczny przy braku osłony podczas spawania, której zastosowanie jest w tym przypadku niemożliwe. w złączu przedstawionym na rysunku 5b lico spoiny jest gładkie, o równomiernej szerokości ok. 7 mm i lekko utlenionej powierzchni, charakterystyczne dla spawania ręcznego metodą gmaw. na powierzchni spoiny oraz na przyległych powierzchniach blach występują rozpryski metalu. grubość spoiny wynosi 3,2÷3,5 mm. obserwacje makroskopowe spoin wykonano z użyciem mikroskopu stereoskopowego olympus zx7. zgłady metalograficzne badanych złączy trawiono odczynnikiem adlera. dokonano też pomiarów tablica iv. warunki wykonania złączy próbnych table iv. working conditions of test joint metoda spawania spoina materiał spawany spoiwo gat./śred. prąd, a uwagi tig czołowa x6cr17 + x6cr17 309 lsi ø1,6 mm 70 spawanie łukiem pulsującym celem uniknięcia przepalenia cienkich blachtig czołowa x6cr17 + x5crni18-10 309 lsi ø1,6 mm 60 gmaw pachwinowa x6cr17 + x6cr17 316 lsi ø0,8 mm 145 rozpryski (za małe napięcie) rys. 5. badane złącza: a) połączenie spawane rury wymiennika z blachą obudowy wykonane metodą tig, b) złącze teowe między blachą obudowy i blachą boczną wykonane metodą gmaw fig. 5. view investigated joints; a) connection welded pipe heat exchanger with sheet metal casing made by tig, b) t-shaped joint plate occurring between the housing and the side plate made by gmaw charakterystycznych wielkości elementów złączy spawanych. przykładowe makrostruktury badanych złączy przedstawiono na rysunkach 6÷8. rys. 6. makrostruktura złącza doczołowego blach x6cr17 spawanego metodą tig. trawiono odczynnikiem adlera fig. 6. macrostructure of butt joint of plate x6cr17 grade welded by tig. adler etching rys. 7. makrostruktura złącza doczołowego rury x5crni18-10 z blachą x6cr17 spawanego metodą tig. trawiono odczynnikiem adlera: a) przekrój spoiny w wybranym miejscu pełnego przetopu, b) przekrój spoiny w miejscu niepełnego przetopu fig. 7. macrostructure of butt joint of pipe grade x5crni18-10 with plate x6cr17 welded by tig. adler etching: a) cross-section of the weld at the desired location of full penetration, b) cross-section of the weld at the half-melting rys. 8. makrostruktura złącza teowego blach x6cr17 spawanych metodą gmaw. trawiono odczynnikiem adlera fig. 8. macrostructure of t-shaped joint of sheets x6cr17 grade welded by gmaw. adler etching 6 przegląd spawalnictwa 6/2013 spoina czołowa, której makrostrukturę przedstawiono na rysunku 6, jest zadowalającej jakości, a szerokość strefy swc w tych złączach wynosi od 0,8 do 1,8 mm. różna szerokość tej strefy po obu stronach spoiny wynika z kąta pochylenia elektrody względem rowka spawalniczego. trudniejszym zagadnieniem technologicznym jest złącze rury z blachą, gdyż rowek spawalniczy na obwodzie rury ma zmienne położenie i kąt nachylenia (rys. 3). uzyskanie przetopu w tym przypadku jest trudne, lecz z punktu widzenia odporności na korozję bardzo wskazane (rys. 7b). na podstawie wyników przeprowadzonych badań mikrostruktury złączy spawanych można zauważyć, że stal ferrytyczna jest bardzo wrażliwa na rozrost ziaren w strefie wpływu ciepła mimo stosowania niskich parametrów spawania (rys. 9). rys. 9. mikrofotografia doczołowego złącza spawanego blach x6cr17 wykonanego metodą tig. trawiono elektrolitycznie. pow. 50x fig. 9. microstructure of tig butt welded joint made of sheets x6cr17 grade. electrolytically etching. magn. 50x podsumowanie przeprowadzone badania umożliwiły ocenę jakości złączy z uwzględnieniem warunków konstrukcyjnych i technologicznych występujących w urządzeniach grzewczych. przyjęte parametry spawania złączy doczołowych metodą tig należy uznać za poprawne, gdyż badane złącza spełniają wymagania najwyższego poziomu jakości b. literatura [1] pn-en 10088-3:2007. stale odporne na korozję – część 3: warunki techniczne dostawy półwyrobów, prętów, walcówki, drutu, kształtowników i wyrobów o powierzchni jasnej ze stali nierdzewnych ogólnego przeznaczenia. [2] wrobec s., weber t.: nowoczesne materiały żaroodporne. wnt, warszawa 1982. [3] www.investa.pl „stal nierdzewna. poradnik”. opracowany przez firmę investa. 2012-11-05. spoiny czołowe w złączach rury z blachą obudowy zaleca się wykonywać z pełnym przetopem, dokonując korekty kształtu rowka spawalniczego, aby poprawić penetracje łuku na grubości blachy. zaleca się usuwanie rozprysków spawalniczych z powierzchni spoiny i blach przy spawaniu metodą gmaw oraz pasywację oczyszczonej powierzchni celem zwiększenia odporności na korozję. [4] dobrzański l.: podstawy nauki o materiałach i metaloznawstwo. wnt, warszawa 2006. [5] tasak e.: spawalność stali konstrukcyjnych. fotobit, 2002 r. [6] praca zbiorowa pod red. j. pilarczyka: poradnik inżyniera. spawalnictwo. t 1. wnt 2003. ps 8 2016 www.pdf 37przegląd  spawalnictwa       vol. 88 8/2016 badania złączy spawanych ze stali p265gh   wykonanych z zastosowaniem różnych mieszanek   gazowych oraz gatunków drutów spawalniczych testing of welded joints made of steel p265gh using various gas mixtures and species welding wires marcelina  kasińska;  inż.  krzysztof  towarnicki;  dr  inż.  tomasz  piwowarczyk;  prof.  dr  hab.  inż.  andrzej  ambroziak   – politechnika wrocławska. autor korespondencyjny/corresponding author: tomasz.piwowarczyk@pwr.edu.pl streszczenie w artykule omówiono stan energetyki w polsce. scharakteryzowano materiały i technologie stosowane do łączenia stali energetycznych oraz zwrócono uwagę na problematykę ich spawania. dobrano różne gatunki drutów spawalniczych i gazów osłonowych, z zastosowaniem których wykonano połączenia spawane metodą mag. przeprowadzono badania złączy na podstawie wytycznych pn-en iso 15614-1. wykonano statyczne próby wytrzymałości na rozciąganie i zginanie, badania udarności. dodatkowo przeprowadzono pomiary twardości. określono makroskopową i mikroskopową budowę połączeń spawanych. słowa kluczowe: stan energetyki w polsce; stale energetyczne; kwalifikowanie technologii; badania materiałowe abstract this article discusses the state of power generation sector in poland. many materials and joining technologies used in power generation sector are characterized. in addition, the article draws attention to the problem of their welding. different types of welding wires and shielding gases were chosen to make welded joints using using mag (gmaw) method. the full test procedure of joints was conducted according to the guidelines of pn-en iso 15614-1. statistical tests were carried out to prove tensile, bending and impacts strength and additionally hardness was measured. the samples were analyzed in terms of methodological approaches while macroscopic and microscopic examinations were conducted. keywords:  power generating sector in poland; energetic steels; qualifying technology; materials research wstęp stan energetyki w polsce obecnie w polsce eksploatowane są 24 elektrownie systemowe (19 cieplnych i 5 wodnych) [1]. ponadto funkcjonuje również energetyka rozproszona (elektrownie cieplne i wodne) [1]. w większości są to obiekty oddane do użytku w latach 50.-70. ubiegłego stulecia. najstarszą elektrownią cieplną jest założona w 1898 r. elektrownia jaworzno opalana węglem kamiennym, o mocy elektrycznej zainstalowanej 1345 mwe, osiągająca moc cieplną ok. 50 mwt [2]. jednocześnie prowadzonych jest 5 inwestycji w nowe bloki cieplne (elektrownie systemowe), o szacowanej łącznej mocy elektrycznej zainstalowanej ok. 7000 mwe, których zakończenie planowane jest na lata 2017-2019 [2]. suma mocy zainstalowanych i osiągalnych w krajowym systemie elektroenergetycznym (na podstawie raportu polskich sieci elektroenergetycznych) przedstawiona jest na rysunku 1 [1,3]. analizując powyższe dane oraz opierając się na zasobach literaturowych wyraźnie zauważalnym jest fakt, iż blisko 90% bloków energetycznych eksploatowanych w polsce przekroczyło obliczeniowy czas pracy 100 000 h, a większość z nich przekroczyła nawet czas eksploatacji 200 000 h [3]. ze względu na widoczny niewielki udział nowych inwestycji marcelina kasińska, krzysztof towarnicki, tomasz piwowarczyk, andrzej ambroziak w sektorze energetycznym w naszym kraju, tak ważnym jest zapewnienie dyspozycyjności oraz bezpieczeństwa eksploatacji jednostek pracujących. w początkowych założeniach rządu (2007-2015), do 2020 roku w polsce nastąpić miało blisko dwukrotne zwiększenie zużycia energii elektrycznej, w porównaniu do roku 1997, przy jednoczesnym spadku zużycia węgla kamiennego z 56% (2007 r.) do ok. 30% (2020 r.). wg aktualnych danych, stosunek ten już uległ korekcie, gdyż docelowy spadek zużycia węgla wynosi ok. 40% (2020 r.) oraz ok. 36% (2030 r.). aktualnie nadal podstawowym paliwem dla obiektów energetycznych jest węgiel kamienny i tendencja ta raczej zostanie zachowana. szacuje się, że obecnie w polsce aż 92% energii elektrycznej wytwarzana jest ze spalania węgla kamiennego i brunatnego [1,3]. na rozwój technologii energetycznych bezpośrednio wpływają następujące uwarunkowania: techniczno-ekonomiczne (wzrost cen węgla intensyfikuje poprawę sprawności oraz wydłużanie okresów eksploatacji urządzeń nowych i pracujących), ekologiczne (wymuszają podnoszenie sprawności netto, a także ograniczenie emisji szkodliwych związków nox, sox oraz cox do atmosfery), prawne oraz czynniki materiałowo-technologiczne [3]. w tym miejscu przeglad welding technology review 38 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 8/2016 warto zwrócić uwagę na uwarunkowania ekologiczne, bowiem polska jako kraj członkowski ue powinna dążyć do realizacji celu ilościowego, tzw. ,,3x20%” (zmniejszenie emisji gazów cieplarnianych o 20% w stosunku do 1990 roku, a także zmniejszenie zużycia energii elektrycznej o 20% w stosunku do szacunków ue do 2020 roku, oraz wzrost udziału odnawialnych źródeł energii do 20% całkowitego zużycia energii w ue [4]). ponadto polska posiada własne cele energetyczne, jak np. zwiększenie udziału odnawialnych źródeł energii do 15%. w związku z powyższym, kierunki polityki energetycznej są następujące: poprawa efektywności energetycznej, wzrost bezpieczeństwa dostaw paliw i energii, dywersyfikacja struktury wytwarzania energii elektrycznej poprzez wprowadzenie energetyki jądrowej, rozwój wykorzystania odnawialnych źródeł energii (w tym biopaliw), rozwój konkurencyjnych rynków paliw i energii oraz ograniczenie oddziaływania energetyki na środowisko [4]. przy uwzględnieniu aktualnej sytuacji energetyki w naszym kraju, przy eksploatacji posiadanych urządzeń ciśnieniowych bardzo ważnym aspektem jest prowadzona diagnostyka elementów, ocena stanu i ich przydatności do dalszej eksploatacji, jak również wyznaczanie trwałości: eksploatacyjnej i resztkowej. w przypadku prowadzenia diagnostyki urządzeń ciśnieniowych dokonywane są badania nieniszczące (pt, mt, ut, badania endoskopowe oraz badania struktury: metoda replik matrycowych i ekstrakcyjnych oraz rentgenowska analiza fazowa izolatu węglikowego), mające na celu pokazanie różnych elementów struktury materiału badanego, które to są niezbędne przy prawidłowym dokonaniu oceny [5÷9]. prowadzone są także badania materiałowe, stanowiące główną składową oceny elementu pod kątem jego dalszej eksploatacji i przydatności do bezpiecznej i bezawaryjnej pracy, jak również kwalifikowanie elementów z uwzględnieniem planowania ich badań, napraw, remontów, modernizacji bądź też likwidacji. do podstawowych czynników powodujących obniżenie trwałości eksploatacyjnej, jak i przedwczesnego niszczenia zaliczamy: błędne założenia projektowe, niewłaściwe wykonanie i montaż oraz warunki eksploatacji [10÷15]. natomiast wśród czynników powodujących niszczenie powierzchni elementów instalacji energetycznych wyróżnia się: przekroczenie temperatury pracy (na którą urządzenie zostało zaprojektowane), grafityzację, kruchość wodorową, korozję wżerową i wysokotemperaturową oraz erozję korozyjną [10÷15]. podstawowym problemem dotyczącym trwałości elementów eksploatowanych w podwyższonej temperaturze jest zjawisko pełzania. natomiast do wspomnianych czynników materiałowo-technologicznych zaliczamy: trwałość eksploatacyjną złączy spawanych, wykonywanie złączy rys. 1. suma mocy zainstalowanych i osiągalnych w kse [1,3] fig. 1. sum of installed and achievable capacity in kse (the national electricity system) [1,3] naprawczych (kombinacje materiałów nowych z eksploatowanymi) oraz dokonywanie zmian konstrukcyjnych w instalacjach po długotrwałej eksploatacji [3]. istotnym jest zatem, aby podczas opracowywania prognoz trwałości zespołów ciśnieniowych eksploatowanych w warunkach pełzania dysponować charakterystykami właściwości na pełzanie, a także charakterystyki zmian struktury materiału wskutek równoczesnego oddziaływania naprężenia w czasie i temperatury [16÷19]. technologie i materiały stosowane   w przemyśle energetycznym analiza tematyki prac prowadzonych aktualnie w zakresie rozwoju materiałów i technologii stosowanych w przemyśle energetycznym, pozwala na wyznaczenie następujących kierunków [1,3,5,20÷23]: – badania możliwości stosowania nowych materiałów, w tym dla urządzeń pracujących z parametrami nadkrytycznymi, – rozwój technologii spawalniczych, z zastosowaniem nowatorskich i znanych metod, określanie spawalności materiałów, planowanie procesu spawania oraz szacowanie aspektu ekonomicznego, – dostosowanie prowadzonych procesów wytwórczych do obowiązujących aktów prawnych; – projektowanie nowoczesnych obiektów energetycznych z uwzględnieniem aspektów spawalniczych, – diagnostyka, dopuszczenia do ruchu urządzeń eksploatowanych ponad obliczeniowy czas pracy i związana z tym analiza ryzyka. od stali energetycznych oprócz wymaganej wytrzymałości na pełzanie oczekuje się również wytrzymałości mechanicznej, dobrej spawalności oraz odporności na korozję, ale także żądanej granicy plastyczności w temperaturze pokojowej i podwyższonej oraz wytrzymałości na zmęczenie cieplne. stale stosowane w energetyce powinny ponadto charakteryzować się strukturą, która zapewnia odpowiedni stopień umocnienia (niedopuszczalnym jest umocnienie odkształceniowe, zalecane natomiast jest tworzenie mieszanin faz składających się z ferrytu/austenitu stopowego i dyspersyjnych wydzieleń węglików, faz międzymetalicznych i azotków) [20÷22]. ze względu na charakter pracy urządzeń energetycznych (energetyka przemysłowa i zawodowa) wyróżnia się stale cechujące się żaroodpornością (odporność na działanie gazów utleniających w wysokiej temperaturze) oraz żarowytrzymałością (odporność na działanie gazów utleniających w wysokiej temperaturze wraz z odpornością na pełzanie) [20÷22]. zgodnie z pn-en 10020 stale stosowane do pracy w podwyższonych temperaturach są stalami stopowymi, ale uwzględniając sumaryczne stężenie pierwiastków dokonuje się podziału na stale niestopowe i stopowe [21]. stale energetyczne klasyfikuje się dokonując podziału na: stale ferrytyczne (stale: niestopowe, średnioi niskostopowe, 9-12% cr), stale austenityczne, stale zaworowe, stale na układy wydechowe [20÷22]. stosuje się także nadstopy na osnowie niklu, kobaltu i żelaza. ze względu na stały wzrost cen węgla, a także obostrzenia dotyczące wymagań środowiskowych na przestrzeni ostatnich lat prowadzone są badania nad rozwojem materiałów przeznaczonych na urządzenia energetyczne. zastosowanie materiałów charakteryzujących się lepszymi właściwościami wytrzymałościowymi pozwala na zwiększenie sprawności urządzeń energetycznych w wyniku efektywniejszego spalania paliw, a tym samym niższą emisję substancji szkodliwych do atmosfery [20÷22]. dzięki bogatym zasobom krajowych ośrodków badawczych opracowane zostały modele matematyczne zjawiska 39przegląd  spawalnictwa       vol. 88 8/2016 pełzania wybranych gatunków stali, w oparciu o utworzone własne charakterystyki materiałów w stanie wyjściowym (dostawy) oraz w okresie po długotrwałej eksploatacji [23]. na podstawie opracowanych modeli dokonano symulacji pracy wytypowanych elementów ciśnieniowych. analizując uzyskane wyniki stwierdzono, że zaproponowane modele w stopniu bardzo dobrym odzwierciedlają dane doświadczalne dla rozpatrywanych elementów. wśród zagadnień modernizacyjnych dotyczących urządzeń energetycznych autorzy wskazują na następujące kierunki: optymalizacja stosowanych gatunków materiałów oraz prowadzenie prac nad rozwojem nowych gatunków, dostosowanie do aktualnych norm i przepisów, eliminacja wad konstrukcyjnych, będących wynikiem procesu eksploatacji, dostosowanie do nowych wydajności, obciążeń bądź zmian w procesie technologicznym, a także mierzalna poprawa sprawności. do typowych uszkodzeń tego typu urządzeń zaliczyć możemy przegrzanie, do którego dochodzi na skutek długotrwałego i nieznacznego, bądź krótkotrwałego i intensywnego przekroczenia wartości temperatury dopuszczalnej, przewidzianej dla zastosowanego gatunku materiału. przegrzaniu często towarzyszy ubytek grubości ścianki, objawiający się pod postacią erozji i/lub korozji, oraz związany z ww. wzrost naprężeń. ponadto w przypadku urządzeń długo eksploatowanych, będących pod działaniem naprężeń oraz temperatury wyższej od temperatury granicznej mamy do czynienia z uszkodzeniami pełzaniowymi, zmianą struktury, a także fizycznymi uszkodzeniami (w tym pęknięcia, które dyskwalifikują dany urządzenie z dalszej eksploatacji). nr próbki złącze grubość metoda drut gaz ściegi 1 p/bw 8 mm 135 sg2 magmate d=1 mm m21 3 p/fw 1 2 p/bw 8 mm 135 sg2 bronze d=1,2 mm m21 3 p/fw 1 3 p/bw 8 mm 135 sg2 bronze d=1,2 mm m25 3 p/fw 1 4 p/bw 8 mm 135 sg2 magmate d=1 mm m25 3 p/fw 1 tablica i. rodzaje złączy w funkcji zastosowanych materiałów dodatkowych do spawania table i. types of joints as a function of fillers used for welding zastosowane mieszanki gazów osłonowych nazwa handlowa pn-en iso 14175 skład corgon 18 m21 18%co2+82%ar corgon 2 m25 13%co2+4%o2+83%ar zastosowane druty spawalnicze tablica ii. skład chemiczny i oznaczenie zastosowanych atmosfer ochronnych oraz drutów spawalniczych [24] table ii. chemical composition and labeling of applied protective atmospheres and welding wires [24] drut c mn s p si cu ni cr al mo ti v n sg2 magmate 0,08 1,5 0,013 0,011 0,88 0,029 0,02 0,021 sg2 brozne 0,07 1,45 0,005 0,009 0,875 0,035 0,002 0,046 0,002 0,013 0,001 0,002 0,006 przedmiot i zakres badań badania przeprowadzono na próbkach wyciętych z wykonanych przy różnych parametrach spawania płyt próbnych, bazując na wymaganiach pn-en iso 15614-1. w tym celu wybrano stal gat. p265gh, znajdującą szerokie zastosowanie w branży energetycznej, zwłaszcza w miejscach, gdzie elementy wykonane ze zwykłej stali konstrukcyjnej uległby szybkiemu zniszczeniu. ze stali tej wykonywane są elementy nie tylko narażone na działanie wysokiej temperatury i ciśnienia medium grzewczego, ale także te poddane działaniu substancji inicjujących korozję. wstępnie doświadczalnie dobrano parametry spawania. w ramach zaproponowanego programu badań, wykonane zostały złącza doczołowe (bw, t=8 mm, ukosowanie 60°, próg 2 mm odstęp 3 mm) oraz złącza teowe (fw, t=8 mm), dla mieszanek gazowych i materiałów dodatkowych pokazanych w tablicy i. w tablicy ii przedstawione zostały składy chemiczne mieszanek osłonowych zastosowanych do wykonania złączy próbnych. wszystkie materiały dodatkowe i gazy ochronne do spawania dobrano w oparciu o normy: pn-en iso 14175 oraz pn-en iso 14341/er70s-6 wg aws a5.18. bazując na wymaganiach normy pn-en iso 15614-1 wykonane zostały badania: vt (100%), mt (100%), badania wytrzymałości na rozciąganie poprzeczne, badania wytrzymałości na zginanie poprzeczne, badania udarności oraz badania makroskopowe. dla stali p265gh należącej do podgrupy 1.1, wg ww. normy nie ma konieczności pomiarów twardości, niemniej w celu uzyskania pełniejszych 40 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 8/2016 wyników pomiary te zostały przeprowadzone. wszystkie próbki zostały pobrane wg wytycznych zawartych w normie. badania nieniszczące badania wizualne wykonano w zakresie 100% obszaru spoiny i swc. wymiary lica spoiny, tj. wysokość i szerokość dla wszystkich badanych płyt próbnych mieszczą się w poziomie jakości b. lokalnie zidentyfikowano niezgodności, jak np.: podtopienia (badanie od strony lica) oraz brak przetopu i wyciek w grani (badanie od strony grani). niezgodności te zakwalifikowane zostały do poziomu jakości d. występowały one głównie w obszarze przeznaczonym na odpad (25 mm z każdej strony płyty próbnej), stąd nie miały wpływu na wynik pozostałych badań. w zależności od zastosowanego gatunku drutu spawalniczego nie zanotowano istotnych różnic w ilości rozprysków, natomiast zaobserwowano wpływ mieszanki gazowej – dla m21 rozprysk był nieznacznie większy. badania magnetyczno-proszkowe przeprowadzono magnesem stałym, zgodnie z wymaganiami pn-en iso 17638, w zakresie 100% złączy spawanych w dwóch wzajemnie prostopadłych kierunkach magnesowania. zarówno dla złączy doczołowych, jak i teowych, toku oceny nie stwierdzono występowania niezgodności ujętych w normie pn-en iso 23278 (rys. 2). rys. 2. badania magnetyczno-proszkowe złączy doczołowych i teowych fig. 2. magnetic particle testing of butt and tee joints badania niszczące statyczne próby rozciągania oraz zginania poprzecznego złączy spawanych przeprowadzono na maszynie wytrzymałościowej instron model 3369, przy prędkości posuwu belki 2 mm/min, odpowiednio w oparciu o wytyczne pn-en iso 4136 i pn-en iso 5173. w przypadku badań wytrzymałości na rozciąganie próbki przygotowano w dwóch wersjach: z frezowanym licem/ granią oraz bez obróbki spoiny. zniszczenie zasadniczo przebiegało w materiale rodzimym, poza złączem i strefą wpływu ciepła (rys. 3). w zależności od zastosowanych drutów spawalniczych i gazów osłonowych, otrzymano wytrzymałość na rozciąganie próbek w granicach od 429 mpa (dla próbki nr 4) do 490 mpa (dla próbki nr 1). rys. 3. obraz próbek po statycznej próbie rozciągania fig. 3. character of samples destruction after tensile strength test próbki do badań wytrzymałości na zginanie o wymiarach 8x20 mm, zginano zarówno od strony lica, jak i grani. zgodnie z wytycznymi normy zastosowano trzpień gnący o promieniu 32 mm (4t, gdzie t to grubość próbki zginanej), a próbę wykonywano do kąta 180°. niezależnie od zastosowanych drutów spawalniczych i gazów osłonowych nie zarejestrowano pęknięć i innych niezgodności powierzchniowych na promieniu gięcia. bezpośrednio po badaniu próbki przylegały do trzpienia w każdej strefie złącza (spoina, swc, materiał rodzimy), co świadczy o niewielkich różnicach w twardości poszczególnych stref. przykładową próbkę po badaniu pokazano na rysunku 4. rys. 4. wynik technologicznej próby zginania fig. 4. result of bending test próbki do badań udarności miały wymiary 5x10x55 mm z karbem v na głębokość 2 mm. analizowano je na młocie charpy’ego o energii początkowej 300 j. udarność wyznaczano dzieląc zarejestrowaną pracę łamania przez pole przekroju początkowego próbki. udarność uzyskana w spoinie i swc była zbliżona do udarności materiału rodzimego, każdorazowo osiągając wartość >25 j/cm2. badania makro- i mikroskopowe  niezależnie od zastosowanych gat. drutów spawalniczych oraz mieszanek gazowych, nie stwierdzono istotnych różnic w strukturze poszczególnych stref złącza. każda z analizowanych próbek złączy doczołowych cechuje się poprawną wymiarowo makrostrukturą typu dendrytycznego, z delikatnie zarysowaną swc oraz liniami wtopienia pomiędzy warstwami spoiny (rys. 5). w przypadku złączy teowych stwierdzono lokalne niezgodności geometryczne części pionowej względem poziomej, wynikające z niewłaściwego dopasowania elementów przed spawaniem (rys. 6). 41przegląd  spawalnictwa       vol. 88 8/2016 rys. 5. makrostruktura złącza doczołowego ze stali p265gh (próbka nr 3) z widoczną strukturą typu dendrytycznego od strony lica w górnej części materiału spoiny (mikroskop świetlny, pow. x3, trawiono odczynnikiem adlera) fig. 5. macrostructure of a butt joint of p265gh steel (sample no.3) with visible dendritic structure of side faces at the top of the weld (light microscope, mag. x3, etched reagent adler) rys. 6. makrostruktura złącza teowego ze stali p265gh (próbka nr 1) z widoczną niezgodnością geometryczną (mikroskop świetlny, pow. x3, trawiono odczynnikiem adlera) fig. 6. macrostructure of fillet joint of steel p265gh (sample no. 1) with visible geometric incompatibility (light microscope, mag. x3 , etched reagent adler) rys. 7. mikrostruktura materiału rodzimego fig. 7. microstructure of base material mikrostruktura materiału rodzimego została pokazana na rysunku 7. widoczna jest pasmowa struktura ferrytyczno-perlityczna, z ziarnami ferrytu (zbliżonymi do równowagowych) oraz dyspersyjnymi ziarnami perlitu. na rysunku 8 pokazana została mikrostruktura materiału spoiny. widoczna jest struktura nierównowagowego (iglastego i ziarnistego) ferrytu w osnowie quasi-eutektoidu. miejscami widoczny jest ferryt o budowie bainitycznej. mikrostruktury złączy doczołowego oraz teowego w swc (zbliżone pod względem budowy) pokazane są na rysunkach 9 oraz 10. od strony materiału spawanego (oznaczenie 1, rysunek 11) widoczna jest struktura nierównowagowego ferrytu w osnowie quasi-eutektoidalnej. w materiale spoiny (oznaczenie 2, rysunek 10) widoczna jest drobnodyspersyjna nierównowagowa mikrostruktura ferrytyczno-perlityczna. struktura ta jest bardziej zbliżona do struktur równowagowych niż struktura obserwowana w materiale łączonym. na rysunku 10 widoczna jest mikrostruktura materiału łączonego (oznaczenie 1) zbliżona do troostytu, otoczona wydzieleniami ferrytu na granicach ziaren, częściowo o budowie bainitycznej. w strefie wtopienia od strony materiału spoiny (oznaczenie 2, rysunek 10) widoczne jest zróżnicowanie składu chemicznego tego obszaru w postaci wąskiego paska struktury ferrytu, która to w miarę oddalania się od linii wtopienia, przechodzi w nierównowagową strukturę ferrytyczno-perlityczną. różnice w budowie mikrostrukturalnej spoiny i materiału rodzimego wynikają z relatywnie niższej zawartości węgla w drucie spawalniczym. natomiast różnice mikrostruktur obserwowanych w spoinach wykonanych z zastosowaniem różnych materiałów dodatkowych są nieznaczne. wynika to z faktu, że w procesie spawania użyte zostały mieszanki i druty spawalnicze dedykowane dla łączonego gatunku materiału (p265gh), mające zbliżone składy chemiczne. rys. 8. mikrostruktura spoiny, próbka nr 3 fig. 8. microstructure of weld, sample no. 3 rys. 9. mikrostruktura swc złącza doczołowego, próbka nr 3 fig. 9. microstructure of haz in butt joint, sample no. 3 pomiary twardości stal p265gh zaliczana jest do grupy materiałowej 1.1 wg iso/tr o granicy plastyczności re≤275 mpa, zatem stal ta nie jest wrażliwa na utwardzenie swc. dopuszczalna wartość maksymalna twardości (hv10) dla tego gatunku materiału, bez obróbki cieplnej wynosi 380 (z obróbką cieplną 320) 42 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 8/2016 [25]. w tablicy iii zaprezentowane zostały wyniki pomiarów twardości przy obciążeniu 49 n (hv 5) dla trzech stref złączy doczołowych i teowych. zaobserwowano wzrost twardości w swc średnio o około 30 oraz spoinie średnio o około 40-50 w porównaniu z materiałem rodzimym, jednak wartości te są nadal bezpieczne i nie zagrażają funkcjonalności złącza. rys. 10. mikrostruktura swc złącza teowego, próbka nr 1 fig. 10. microstructure of haz in fillet-joint, sample no. 1 nr próbki złącza doczołowe złącza teowe mr s swc mr s swc 1 167 212 190 160 238 201 2 160 204 196 163 240 245 3 153 193 175 160 230 242 4 159 204 181 166 234 210 tablica iii. wyniki pomiarów twardości hv5 dla trzech stref złączy doczołowych i teowych table iii. results of hardness measurements hv5 for three zones of butt and fillet joints literatura [1] http://www.pse.pl [2] http://www.rynek-energii-elektrycznej.cire.pl [3] j. dobrzański: materiałoznawcza interpretacja trwałości stali dla energetyki, open access library, volume 3, 2011, s. 1-228. [4] polityka energetyczna polski do 2030 roku, ministerstwo gospodarki, załącznik do uchwały nr 202/2009 rady ministrów, warszawa 2009. [5] j. adamiec, m. januszkiewicz: ocena odporności na korozję wysokotemperaturową złączy spawanych laserowo rur ożebrowanych wykonanych ze stopów niklu, przegląd spawalnictwa, vol 87, no 10, 2015. [6] j. dobosiewicz, e. zbroińska-szczechura: ocena stopnia zużycia ciśnieniowych elementów kotłów pracujących w warunkach pełzania, energetyka nr 12, s. 917-922, 2007. [7] j. trzeszczyński: monitorowanie pracy urządzeń cieplno-mechanicznych jako istotny element prognozowania ich żywotności w ostatniej fazie wydłużonej eksploatacji, energetyka nr 12, s. 129-131, 2009. [8] a. jasiński: eip-online.pl, nr 1(2), s. 8-12, 2014. [9] j. dobosiewicz, e. zbroińska-szczechura: wytyczne oceny spoin, kolan rurociągów i komór pracujących w warunkach pełzania, energetyka nr 12, s. 123-128, 2009. [10] j. dobrzański, h. paszkowska, b. kowalski, j. wodzyński: diagnostyka urządzeń energetycznych pod działaniem ciśnienia w podwyższonej temperaturze, prace imż nr 1, s. 33-41, 2010. [11] j. dobrzański: diagnostyka uszkodzeń elementów ciśnieniowych urządzeń energetycznych w ocenie przyczyn powstawania awarii na podstawie badań materiałowych, prace imż nr 2, s. 36-45, 2009. [12] a. zieliński, j. dobrzański: ocena stanu i przydatności do dalszej pracy materiału rurociągów parowych eksploatowanych powyżej obliczeniowego czasu pracy, prace imż nr 3, s. 42-54, 2013. [13] j. dobrzański, m. cieśla: wpływ długotrwałej eksploatacji na zmianę właściwości użytkowych materiału komór przegrzewacza pary pracujących w warunkach pełzania wykonanych z martenzytycznej stali x20crmov11-1, prace imż nr 4, s. 23-38, 2013. [14] j. dobrzański, a. zieliński, h. paszkowska: wyznaczanie trwałości resztkowej i czasu dalszej bezpiecznej pracy na przykładzie materiału rodzimego złącza spawanego, prace imż nr 1, s. 9-25, 2009. [15] j. dobrzański, a. zieliński, h. purzyńska, m. dziuba-kałuża: trwałość eksploatacyjna materiału elementów pracujących w warunkach pełzania w energetycznych urządzeniach wysokociśnieniowych, prace imż nr 2, s. 158-167, 2010. [16] j. dobrzański, a. zieliński, h. purzyńska, m. dziuba-kałuża: badania nowych materiałów na elementy kotłów o nadkrytycznych parametrach pracy, prace imż nr 2, s. 106-111, 2015. [17] j. dobrzański, a. zieliński, h. purzyńska: charakterystyki materiałowe i metodologia oceny stanu wybranych stali nowej generacji elementów kotłów o nadkrytycznych parametrach pracy, prace imż nr 3, s. 13-27, 2014. [18] m. roskosz, k. fryczowski, s. griner, a. katunin: analiza możliwości oceny procesu pełzania stali x12crmowvnbn10-1-1 na podstawie szumu barkhausena, przegląd spawalnictwa, vol 86, no 11, 2014. [20] w. dudziński, k. widanka: ćwiczenia laboratoryjne z materiałoznawstwa, oficyna wydawnicza politechniki wrocławskiej, 2012. [21] j. pilarczyk: poradnik inżyniera spawalnictwo t. 1, wnt warszawa 2014. [22] m. blicharski: inżynieria materiałowa stal, wnt warszawa 2010,2012. [23] j. dobrzański, p. duda, l. mirecki: modelowanie zjawiska pełzania oraz symulacja pracy wybranych elementów przegrzewacza pary części ciśnieniowej kotła o nadkrytycznych parametrach pracy, prace imż nr 3, s. 29-40, 22014. [24] katalog produktów linde 2015. [25] j. czuchryj, b. kurpisz: badania złączy spawanych. przegląd metod, wydawnictwo kabe, krosno 2009. podsumowanie cel badań, jakim była analiza właściwości połączeń spawanych stali energetycznej p265gh, wykonanych w funkcji różnych drutów spawalniczych i mieszanek gazów osłonowych, został zrealizowany. przeprowadzone badania nieniszczące i niszczące potwierdziły przydatność stosowanych materiałów dodatkowych do wykonywania funkcjonalnych połączeń. nieznaczne różnice w składach chemicznych, zarówno spoiw, jak i atmosfer ochronnych, nie wpłynęły wyraźnie na uzyskane właściwości złączy. przeprowadzone badania wizualne dały wynik pozytywny określony poziomem jakości b. wystąpiły nieliczne lokalne niezgodności typu: podtopienia, braki przetopu oraz wycieki od strony grani (usytuowane głównie w obszarach przeznaczonych na odpad, nieuwzględnionych przy badaniach określających własności wytrzymałościowe). poprawność badań wizualnych potwierdzają badania magnetyczno-proszkowe, gdzie na podstawie uzyskanych wyników nie stwierdzono występowania niezgodności ujętych w pn-en iso 23278. w przypadku próby rozciągania, zniszczenie zwykle miało miejsce w materiale rodzimym, poza obszarem spoiny i swc (zarówno dla próbek z pozostawionym nadlewem, jak i frezowanych). także w toku próby zginania nie zaobserwowano wystąpienia pęknięć bądź innych niezgodności powierzchniowych na promieniu gięcia. zauważalne było natomiast bezpośrednie przyleganie próbek do promienia gnącego tuż po badaniu, co świadczy o niewielkich różnicach twardości dla poszczególnych stref, co zostało potwierdzone badaniami twardości właśnie. z puli badań niszczących przeprowadzono również badania udarności. przy obserwacji makrostruktury złączy doczołowych każdorazowo stwierdzono poprawną wymiarowo makrostrukturę typu dendrytycznego. w przypadku złączy teowych stwierdzono występowanie lokalnych niezgodności geometrycznych, będących wynikiem niewłaściwego dopasowania elementów przed spawaniem. dla wybranych złączy scharakteryzowano również mikrostruktury poszczególnych stref złącza. pakiet przeprowadzonych badań był tożsamy z kwalifikowaniem technologii spawania wg pn-en iso 15614-1. ps 7 2017 www 02 bicz korzeniwoski 16 przegląd  spawalnictwa vol. 89 7/2017 metody badań złączy spawanych na superstopie   inconel 713c – nieniszczące badania penetracyjne  oraz obserwacje mikroskopowe methods of testing of welded joints made of inconel 713c superalloy – penetrant testing and microscopic observations mgr inż. dominika nowak, dr inż. maciej lachowicz, prof. dr hab. inż. andrzej ambroziak – politechnika wrocławska. autor korespondencyjny/corresponding author: dominikazofianowak@gmail.com streszczenie w pracy przedstawiono wyniki badań przeprowadzonych w celu oceny przydatności nieniszczących badań penetracyjnych w zastosowaniu do badania złączy spawanych wykonanych na superstopie niklu inconel 713c. jako metodę odniesienia wykorzystano obserwacje mikroskopowe. stwierdzono, że metoda penetracyjna nie ujawniła wszystkich pęknięć wykrytych podczas obserwacji mikroskopowych. słowa kluczowe: inconel 713c; połączenia spawane; superstopy niklu; badania penetracyjne abstract the paper presents results of the research performed in order to examine the efficiency of using of penetrant testing method to detect welding defects in welding joints made of inconel 713c alloy. as a reference method, the microscopic observations have been used. it has been found that the penetrant testing method does not reveal all the cracks which can be detected using microscopic observations. keywords: inconel 713c; welding joints; nickel superalloys; penetrant testing wprowadzenie należący do grupy nadstopów niklu inconel 713c jest superstopem odlewniczym na osnowie austenitu γ umocnionego fazą międzymetaliczną ni3alti – γ’. jest on uważany za stop trudnospawalny, co wynika z jego dużej skłonności do pękania podczas spawania oraz w czasie powtórnego nagrzewania do temperatury pracy lub obróbki cieplnej. pęknięcia powstające w spoinach są zwykle pęknięciami krystalizacyjnymi. bardziej niebezpieczne są jednak pęknięcia powstające w strefie wpływu ciepła (swc), które trudno jest wyeliminować głównie ze względu na nie do końca poznany mechanizm powstawania [1]. stop inconel 713c charakteryzuje doskonała odporność na korozję wysokotemperaturową oraz odporność na pełzanie. należy zaznaczyć, iż nadstopy niklu nie są materiałami projektowanym z zamiarem łączenia ich za pomocą technik spawalniczych. mimo to, ze względu na szczególne zastosowania tych stopów i konieczność np. napawania dominika nowak, maciej lachowicz, andrzej ambroziak przeglad welding technology review komór spalania w silnikach okrętowych czy spawania łopatek do piast silników turbospalinowych, na świecie prowadzonych jest wiele badań poświęconych spawaniu i napawaniu tych stopów [2,3]. dlatego istotne jest poznanie możliwości metod badawczych, służących ocenie jakości złączy spawanych wykonanych na nadstopach niklu, zwłaszcza metod nieniszczących, umożliwiających przeprowadzenie badań bez konieczności niszczenia obiektu badanego. jedną z metod badań nieniszczących są badania penetracyjne (pt). jest to metoda wykrywania pęknięć powierzchniowych. polega na pokryciu oczyszczonej powierzchni środkiem penetrującym i usunięciu jego nadmiaru po upływie odpowiedniego czasu, naniesieniu wywoływacza i odczycie ujawnionych wskazań. uważa się, że badania penetracyjne umożliwiają identyfikację wad powierzchniowych wszystkich materiałów nieporowatych. 17przegląd  spawalnictwa vol. 89 7/2017 materiał i metodyka badań w badaniach zastosowano stop inconel o składzie chemicznym: 12,8 %cr, 4,15 %mo, 1,73 %nb, 6,2 %al, 1,04 %ti, 0,12 %c, 0,017% b, 5 ppm zr, 0,19 %fe, ni – reszta. złącza spawane wykonano na płytkach o wielkości 35 x 30 x 5 mm, które ukosowano na v pod kątem ok. 30o (ukosowanie złącza wynosiło ok. 60o). po wykonaniu złącza uzyskiwano płytkę o długości ok. 72 mm. spawano metodą gta, prądem przemiennym o natężeniu o wartości 70÷80 a i napięciu średnim ok. 25 v. za stopiwo służyły pręciki o średnicy ok. 2,5 mm ze stopu in713c. spawano ręcznie w pozycji podolnej, spoiną czołową w jednym przejściu. prędkość spawania wynosiła 0,12 m/min (2 mm/s). zastosowano 5 poziomów temperatury podgrzania przed spawaniem: 300 °c, 400 °c, 500 °c, 600 °c i 700 °c. po spawaniu wykonane spoiny poddano ocenie wizualnej. następnie przeprowadzono badania penetracyjne zgodnie z normą pn-en iso 3452-1 przy użyciu penetranta barwnego. badania prowadzono bezpośrednio na odtłuszczonych licach spoin. zastosowano zmywacz mr79, penetrant mr68 i wywoływacz mr70. czas wnikania penetranta oraz wywoływania wynosił 20 min dla każdego z etapów. badanie przeprowadzono przy oświetleniu 800 lux. w celu oceny skuteczności przeprowadzonych badań penetracyjnych, analizowane złącza poddano także obserwacjom mikroskopowym przy użyciu mikroskopu stereoskopowego, skaningowego mikroskopu elektronowego jeol 5800 oraz mikroskopu konfokalnego nikon lv150. omówienie wyników badań na podstawie oceny wizualnej wykonanych złączy we wszystkich spoinach stwierdzono występowanie pęknięć w spoinie lub w swc. przykładowo, w próbce podgrzanej do 500 °c (p500) stwierdzono 7 pęknięć, w tym dwa w prawej swc oraz cztery w lewej swc. długość pęknięć wynosiła od 0,5 do 1,5 mm. na końcu spoiny w kraterze występowało pęknięcie wzdłużne o długości ok. 1 mm. makroskopowy obraz spoiny p500 pokazano na rysunku 1, na którym liniami wskazano miejsca występowania pęknięć. linie te odsunięto od swc, aby nie zaciemnieć obrazu spoiny. obraz stereoskopowy przykładowego pęknięcia obserwowanego w swc przedstawiono na rysunku 2. przeprowadzone na wykonanych próbkach badania penetracyjne nie ujawniły wszystkich pęknięć zaobserwowanych podczas oceny wizualnej. barwne wskazania pojawiły się w miejscach występowania nieciągłości na powierzchni lica spoiny (rys. 3). natomiast większość pęknięć wykrytych w swc podczas badań makroskopowych nie została ujawniona. wynika to z faktu, że pęknięcia w swc są niewielkie i mają długość do 1,5 mm oraz niewielkie rozwarcie, gdyż stanowią one jedynie nieciągłość na granicy ziarna. rys. 1.  makroskopowy obraz spoiny p500 z naniesionymi liniami wskazującymi miejsce występowania pęknięć fig.  1. macroscopic image of a p500 weld with lines showing the location of cracks rys.  2.  obraz stereoskopowy pęknięcia obserwowanego w swc próbki podgrzanej do 500 °c (p500) fig. 2. stereoscopic image of cracks observed in the haz of sample heated to 500 °c rys. 3. spoina p500 poddana badaniom penetracyjnym po upływie czasu wywoływania fig.  3. welding joint p500 subjected to penetration tests after the development time zaobserwowane podczas obserwacji makroskopowych pęknięcia występujące w swc, które nie zostały wykryte przy pomocy badań penetracyjnych, poddano analizie przy użyciu mikroskopu skaningowego oraz konfokalnego. obraz mikroskopowy pęknięcia przedstawiono na rysunkach 4 i 5. wykonano także profil powierzchni wzdłuż linii przecinającej najgłębsze miejsce obserwowanego pęknięcia (rys. 6). profil przedstawiony na rysunku 7 umożliwia ocenę geometrii pęknięcia, którego głębokość przy powierzchni wynosi 5,3 µm, rozwarcie natomiast osiąga szerokość ok. 30 µm. rzeczywista głębokość pęknięcia była większa od zmierzonej, co potwierdziły badania przeprowadzone po szlifowaniu powierzchni lica. pomimo zastosowania mikroskopii konfokalnej, odwzorowanie budowy pęknięcia bez wykonania zgładu metalograficznego nie było możliwe. wynika to z morfologii pęknięcia, które jest tworzone przez ciągłą mikroporowatość na styku dendrytów krystalizacji, co pokazano na rysunku 4. 18 przegląd  spawalnictwa vol. 89 7/2017 rys. 4. obraz mikroskopowy przekroju pęknięcia obserwowanego w swc próbki p500, przedstawionego na rysunku 2. sem fig. 4. microscopic image of cross-section of the crack observed in the haz of p500 sample, shown in figure 2. sem rys.  5.  obraz mikroskopowy pęknięcia obserwowanego w swc próbki p500, przedstawionego na rysunku 2 fig. 5. microscopic image of the crack observed in the haz of p500 sample, shown in figure 2 rys. 7. profil powierzchni utworzony wzdłuż linii przecięcia pęknięcia przedstawionej na rysunku 6 fig. 7. surface profile formed along the crack intersection shown in figure 6 rys.  6.  obraz mikroskopowy pęknięcia obserwowanego w swc próbki p500, przedstawionego na rysunku 2 z naniesioną linią wykonania profilu powierzchni fig. 6. microscopic image of the crack observed in the haz of p500 sample, shown in figure 2, with the line of surface profile wnioski  na podstawie przeprowadzonych badań stwierdzono, że nieniszczące badania penetracyjne nie ujawniły wszystkich wad powstałych podczas spawania superstopu inconel 713c, możliwych do wykrycia przy pomocy obserwacji makro i mikroskopowych. w trakcie badań stwierdzono, że spawany materiał inconel 713c wykazuje małą zwilżalność przez penetrant, co jest szczególnie ważną oraz zaskakującą obserwacją. pomimo że penetranty są cieczami o bardzo małym napięciu powierzchniowym, zwilżalność powierzchni płytek i spoin jest niewielka. na podstawie przeprowadzonych obserwacji można stwierdzić, że badania penetracyjne w zastosowaniu do badanego stopu muszą być poprzedzone większą ilością prób oraz zdobyciem większego doświadczenia. dodatkowo badania muszą być potwierdzane obserwacjami mikroskopowymi, ponieważ pęknięcia o wielkości poniżej 1,5 mm mogą nie być wykrywane. mając na uwadze, że badania penetracyjne przeprowadzono na małych, dokładnie przygotowanych próbkach, zastosowanie ich w warunkach przemysłowych może się wiązać z błędną interpretacją wyników. należy również przeprowadzić próby na innych gatunkach nadstopów niklu. literatura [1] m. lachowicz: charakterystyka napoin oraz pęknięć powstałych podczas napawania superstopu inconel 713c, inżynieria materiałowa, nr 3/2006, rok xxvii [2] o. a. ojo, n. l. richards, m.c. chaturvedi: contribution of constitutional liquation of gamma prime precipitate to weld haz cracking of cast inconel 738 superalloy, scripta mat. 50, 2004 [3] m. b. henderson, d. arrell, m. heobel, r. larsson, g. marchant: nickel-based superalloy welding practices for industrial gas turbine applications, www.msm.com.ac.uk/phase-trans/2002 /papers/apnickelweldv2.pdf ps 12 2015 www 78 przegląd spawalnictwa vol. 87 12/2015 badanie osi drążonych w zestawach pociągów the examination of hollow axles in sets of trains mgr inż. łukasz rawicki – instytut spawalnictwa. autor korespondencyjny/corresponding author: lukasz.rawicki@is.gliwice.pl streszczenie badanie osi drążonych w zestawach pociągów. brak obecności odpowiednich norm regulujących ultradźwiękowe badania kolejowych zestawów kołowych jak również badań osi drążonych powoduje konieczność podjęcia działań kierujących ku poprawie bezpieczeństwa eksploatacji wymienionych elementów. bezpieczeństwo eksploatacji osi kolejowych związane jest z wykryciem nieciągłości materiałowych jakimi są m.in. pęknięcia jak w najwcześniejszym etapie ich powstawania. istotną zaletą badania osi drążonych jest wykonanie badania bez konieczności demontażu zestawów kołowych i przeprowadzenie badania w dowolnym miejscu po demontażu pokrywy maźnic. bardzo dużą zaletą jest również zwiększenie szybkości wykonywania badań. słowa kluczowe: osie drążone, badania ultradźwiękowe ut, personel ndt abstract the examination of hollow axles in sets of trains. the lack of appropriate standards regulating the ultrasonic testing of railway wheel sets as well as the examination of hollow axles makes it necessary to take action towards improving the safety and reliability of these elements. the operational safety of rail axes is associated with detection of material voids that include, among others, cracks in the earliest stage of their formation. an important advantage of the hollow axle test is making it without dismantling the wheelsets and performing it in any place after removing the cover of the axle boxes. a major advantage is also an increase in speed of making the tests. keywords: hollow axles, ultrasonic testing ut, ndt personnel wstęp początki badań w polsce sięgają lat 60 ubiegłego wieku. wtedy to staraniami instytutu kolejnictwa opracowano procedury badania osi z powierzchni czołowych i powierzchni bocznych. w dzisiejszych czasach brak obecności odpowiednich norm regulujących ultradźwiękowe badania kolejowych zestawów kołowych jak również badań osi drążonych powoduje konieczność podjęcia działań kierujących ku poprawie bezpieczeństwa eksploatacji wymienionych elementów. bezpieczeństwo eksploatacji osi kolejowych związane jest z wykryciem nieciągłości materiałowych jakimi są m.in. pęknięcia jak w najwcześniejszym etapie ich powstawania [2] [3]. osie drążone były jednym z elementów obniżających awaryjność kolejowych zestawów kołowych. otwór drążony wzdłuż osi pozwala na badanie ultradźwiękowe wewnątrz osi z powierzchni otworu drążonego bez jednoczesnego obniżenia ich wytrzymałości. istotną zaletą badania osi drążonych jest wykonanie badania bez konieczności demontażu zestawów kołowych i przeprowadzenie badania w dowolnym miejscu po demontażu pokrywy maźnic. bardzo dużą zaletą jest również zwiększenie szybkości wykonywania badań. [1] na rysunku 1 przedstawiony jest widok kompletnego zestawu kołowego oraz po usunięciu maźnic kół z przygotowaniem do badania ultradźwiękowego osi drążonych. łukasz rawicki rys. 1. widok zestawu kołowego pociągu w stanie zmontowanym oraz po zdjęciu maźnic kół fig. 1. a view of train wheelset in an assembled state and after removing axle boxes of the wheels 79przegląd spawalnictwa vol. 87  12/2015 czołowa część osi drążonej zawiera oznakowanie podające m.in numery wytopu, zestawu kołowego, osi badanej co pokazane jest na rysunku 2. rys. 2. widok osi drążonej z pozycji czołowej po zdjęciu maźnic kół fig. 2. a view of a hollow axle from the front position after removing axle boxes of the wheels przebieg badania personel wykonujący badanie winien posiadać uprawnienia certyfikatów kompetencji minimum 2 stopnia w metodzie badań ultradźwiękowych ut w sektorze utrzymanie ruchu kolei zgodnie z pn en iso 9712. w czasie wykonywania badania oś zestawu kołowego winna być umieszczona w bezpiecznym położeniu umożliwiającym rys. 3. widok aparatury badawczej wraz z widokiem montażu urządzenia do dopływu oleju fig. 3. a view of test equipment and assembling of the equipment for the oil supply swobodne wykonanie badania, a aparatura badawcza nie może być wystawiona na żadne wpływy uszkodzenia mechanicznego co w konsekwencji może powodować uszkodzenie sprzętu. [1] wykorzystana aparatura badawcza do badania osi drążonych pokazana na rysunku 3, zawiera m.in. bezprzewodowy defektoskop ultradźwiękowy łączący się przez sieć wifi z komputerem typu laptop do rejestracji i zapisów badania, część konstrukcyjna urządzenia ze śrubą posuwową na końcu której zamontowana jest sonda badawcza. zestaw do badania zawiera również urządzenie do podawania oleju w celu zapewnienia sprzężenia akustycznego głowicy w trakcie badania. przy badaniach ultradźwiękowych osi kolejowych czynnikami które mają duże znaczenie podczas wykonywania badania są m.in. układ geometryczny badania na który wpływ ma miejsce i kąt przyłożenia głowic oraz weryfikacja wyników badania na wzorcu porównawczym. każdy typ osi różni się względem siebie kształtem więc wzorzec musi być dopasowany właściwie do przeprowadzonego badania. prawidłowe szkolenia personelu badań nieniszczących, kontrola i ich certyfikacja. [1,2] badanie porównawcze z wzorcem osi eksploatowanej ma wiele zalet m.in. duża prostota i wiarygodność badania co wpłynęło na zmniejszenie liczby awaryjności zestawów kołowych. wykonanie badania winno być poprzedzone kalibracją sprzętu pomiarowego na certyfikowanym wzorcu odpowiadającym danej osi badanej z uwzględnieniem danej procedury i normy. wzorzec powinien być zawsze dostępny dla operatora. na osi wzorcowej pokazanej na rysunku 4 wykonane są nacięcia o głębokości 2mm.przeprowadzenie kalibracji sprzętu pomiarowego nie powinno być przeprowadzone na innych osiach które są stosowane jako zamienniki badawcze danej osi. [2] kalibracja sprzętu pomiarowego polega na wykreśleniu krzywej dac na wzorcu pomiarowym. w tym celu układ z sondom badawczą wprowadza się do badanej osi i w posuwistym rys. 4. nacięcia kalibracyjne na wzorcu porównawczym wraz z wymiarami fig. 4. calibration cuts on the benchmark with dimensions rys. 5. widok krzywych dac podczas badania osi napędowej dla głowicy przedniej i tylnej fig. 5. a view of dac curves during testing of a drive axle for front and rear head 80 przegląd spawalnictwa vol. 87 12/2015 ruchu sondy wyszukuje się kolejnych nacięć znajdujących się na wzorcu kontrolo-pomiarowym osi. nacięcia będące wadami sztucznymi służą do wyznaczenia krzywej dac. tworzenie krzywej dac polega na znalezieniu ech maksymalnych które pochodzą od kolejnych nacięć znajdujących się na wzorcu kontrolo-pomiarowym. linia poprowadzona przez poszczególne punkty ech maksymalnych wyznacza krzywą dac. wykreśloną krzywą należy obniżyć o 12db w celu zaostrzenia kryterium badania. [1] na rysunku 5 pokazane są krzywe dac wykreślone do przeprowadzenia badania osi napędowej. program umożliwia tworzenie krzywych dac dla głowicy przedniej i tylnej. podczas badania osi drążonych, głowice poprzez układ sprężyn dociskane są do części wewnętrznej powierzchni otworu. w celu dobrego sprzężenia akustycznego głowicy z powierzchnią wewnętrzną otworu stosuje się olej hydrauliczy. brak sprzężenia może być powodem błędnego odczytu wskazań podczas przeprowadzania badania lub nie odczytywanie niektórych przejść na osiach podczas przesuwu głowicy w trakcie badania. dwie głowice badawcze 2t45°15x15 jedna do przodu druga do tył umieszczone są pod kątem 45° co pokazane jest na rysunku 6. operator wykonujący badanie musi rózróżnić echa pochorys. 6. widok głowic przedniej i tylnej sondy badawczej fig. 6. a view of a front and rear head of a testing probe dzące od wad stanowiących wskazania prawdziwe a pominąć i nie brać pod uwagę wskazań fałszywych. wskazania interpretowane są na podstawie identyfikacji głowicy na której stwierdzono wskazanie, a następnie podawane ocenie czy spełniają wartości akceptowalne zgodnie z krzywą dac. wskazania istotne od nieciągłości materiałowych należy zarejestrować. omijane są wskazania od nieciągłości pozornych wynikających m.in. z geometrii osi, transformacji fali, przejściem fali na przestrzeni podpiaście-koło i czop-łożysko. wskazania fałszywe należy rozpatrzyć biorąc pod uwagę odległość na jakiej nastąpiło wskazanie, oraz analizę czy wskazanie ma charakter ciągły i występuje na całym obwodzie. miejsca od wskazań problematycznych należy ponownie rozpatrzyć przez przeprowadzenie badania ponownie. [1] w czasie badania operator winien się upewnić, że układ wrócił do punktu startowego w którym rozpoczyna się badanie. pomiar głębokości na której znajdują się głowice dokonywany jest automatycznie przez program na podstawie zliczanych obrotów. operator urządzenia ultradźwiękowego w czasie badania ma do dyspozycji informacje w postaci długości promienia ultradźwiękowego od głowicy do nieciągłości i lokalizacji nieciągłości w postaci parametru jakim jest odległość od czoła osi. badanie przeprowadzane jest na całej długości osi a nieciągłości zostają rejestrowane automatycznie przez program. końcowe wyniki badania pokazane na rysunku 7 przedstawiają zapis badania niezaleznie dla głowicy przedniej i tylnej jak również identyfikację przejść na osi tocznej. zadaniem operatora jest oceana wskazań na osiach badanych i weryfikacja wyników badania. operator powinien określić i ocenić wskazania istotne a pominąć wskazania które mogą być wynikiem m.in echa kszatłtu. rys. 7. końcowe wyniki badań z głowicy przedniej i tylnej dla osi tocznej fig. 7. final testing results of the front and rear head for a rolling axle podsumowanie w przedstawionym opracowaniu pokazano sposób badania osi drążonych w pociągach szybkobieżnych. brak literatury oraz norm powoduje konieczność podjęcia tematu i zainteresowania się przedstawioną tematyką badania. sposób badania jest badaniem automatycznym umożliwiającym m.in. kontrolę i rejestrację przez program komputerowy wyników badania. operator posiadający stosowne uprawnienia w sektorze utrzymanie ruchu kolei odpowiada za ocenę i interpretację wyników badania. literatura [1] procedura badania ultradźwiękowego osi kolejowych zestawów kołowychzakład badań materiałów ultra [2] din 27201-7 stan pojazdów kolejowych – podstawy i technologie wykonania. część 7: badania nieniszczące. [3] pn-en 15313:2010 kolejnictwowymagania eksploatacyjne dotyczące obsługi zestawów kołowychutrzymanie zestawów kołowych pojazdów w eksploatacji i wyłączonych z eksploatacji. ps 2 2016 www.pdf 46 przegląd spawalnictwa vol. 88 2/2016 a review of finite element analysis (fea) of resistance spot welding (rsw) metoda analizy elementów skończonych (fea) w zastosowaniu do zgrzewania rezystancyjnego punktowego (rsw) mehdi jafari vardanjani – department of welding engineering, warsaw university of technology, poland , on sabbatical leave from department of mechanical engineering, university of tehran, iran; jacek senkara – department of welding engineering, warsaw university of technology, poland, alireza arayee – department of mechanical engineering, university of tehran, iran. autor korespondencyjny/corresponding author: mehdijafari@ut.ac.ir abstract modeling rsw was studied by many researchers with considering different electrical, thermal, and mechanical phenomena such as formation of temperature field and welding nugget growth. this paper is a review of the most important efforts in the field of fea of rsw, by investigating present finite element method (fem) studies. after a brief introduction on fea studies on rsw, such numerical solution methods as fem and fdm (finite difference method) are compared. governing electrical, thermal, and mechanical equations are then discussed. a brief investigation about applicable algorithms is presented as a procedure for numerical solution. the importance of credible material properties is emphasized and predicted results in different studies are discussed. the final two parts are about recent issues in rsw fea process and review of special cases such as multiple-sheet, single-sided welding, shunting effect, and covered models. conclusions and suggestions about future studies are also provided. keywords: resistance spot welding, finite element analysis, review streszczenie modelowanie rsw było stosowane przez wielu badaczy z uwzględnieniem różnych zjawisk elektrycznych, cieplnych i mechanicznych, takich jak powstające pole temperatury czy wzrost jądra zgrzeiny. niniejszy artykuł stanowi przegląd najważniejszych dokonań w obszarze zastosowania fea w rsw, zwłaszcza wyników badań metodą elementów skończonych (fem). po krótkim wprowadzeniu do tematu przedstawiono porównanie takich metod obliczeń numerycznych jak fem i fdm (metoda różnic skończonych) oraz dyskusję podstawowych równań elektrycznych, cieplnych i mechanicznych. prześledzono i przedstawiono w skrócie algorytmy stosowane w procedurach rozwiązań numerycznych. podkreślono znaczenie używania wiarygodnych danych materiałowych oraz przedyskutowano wyniki uzyskane w trakcie różnych studiów. końcowe dwa akapity omawiają aktualne problemy fea dla rsw, a także przegląd modeli dla szczególnych przypadków takich jak jednoczesne zgrzewanie kilku blach, zgrzewanie jednostronne, bocznikowanie prądu zgrzewania i zgrzewanie z nakładkami. przedstawiono także podsumowanie i sugestie dla dalszych prac. słowa kluczowe: punktowe zgrzewanie rezystancyjne, analiza elementów skończonych, przegląd zagadnienia introduction the early simulation works were generally on rsw steels. as the use of aluminum alloy sheets has increased rapidly in recent years in the automotive body assembly, research on rsw aluminum, including numerical simulation, has attracted more attention. the basic physical principles remain the same for resistance spot welding steels and aluminum alloys, so do the fundamental equations for simulation. however, there are major differences in the physical processes between welding aluminum alloys and steels, mainly due mehdi jafari vardanjani, jacek senkara, alireza arayee to their differences in mechanical, thermal, electrical, and metallurgical properties. for instance, because of its lower electrical resistance, aluminum requires higher welding currents, which can be about four times more than welding steel. some parameters/properties, such as contact resistance, may not carry much weight in (uncoated) steel welding but are important in aluminum welding. such differences make aluminum welding quite different from steel welding and warrant different treatment in numerical simulations. before 1980s most of analysis utilized one dimensional models which can’t be reliable to obtain high precision results. 47przegląd spawalnictwa vol. 88  2/2016 archer [1] in 1960 investigated the temperature variations caused by electrical current using a one dimensional model. after 1980s researchers tried to take the advantage of axisymmetric models in their finite element analysis. greenwood [2] performed a research similar to archer’s study by the use of an axisymmetric model. yamamoto and okuda [14] also tried to predict the contact radius and calculate the temperature distribution by the use of similar model. a more advanced model was produced by gould [3]. he investigated the growth of nugget experimentally and analytically for 1008 steel, and included the effects of melting, temperature dependence, electrode geometry, and heat transfer. in 1980s researchers included electrical contact resistance in simulations. for example nied [4] used a contact model between two sheets and analyzed the thermal deformations of stainless steels. elastic equations were used in this study and the precision of the results was not very satisfactory. electrical, thermal, and mechanical fields are mostly included in the studies in a separate manner, and with a focus on thermal-electrical aspect. one of the most important researches focusing on thermal-electrical part is the 3d finite element modeling was performed by huh and kang [5] to simulate thermal and electrical field. the task was just to consider the durability of electrodes using an electrical-thermal coupled model while no mechanical analysis was included. the thermal-electrical model can be useful for determining some aspects of rsw process, but is not be broad enough for the future research. loulou et al. [6] used the temperature history for different points to predict the electrical and thermal contact properties. although tsai [7] used ansys software to predict electrode voltage and displacement, the simulation was mostly based on thermal-electrical aspect. he showed the feasibility of a real-time control methodology by the use of fea. in the present paper, different methods of numerical solution, algorithms, theoretical equations, implementation of the dependence of material properties on temperature into models, and recent issues in rsw fea are described. at the end some of the important fea case studies of rsw process are considered. methods different methods of numerical solution both the fdm and fem have been used in resistance spot welding process simulation. the fdm was used almost exclusively in early works, while the fem took over in the recent efforts of simulating the rsw process. these two methods are different in terms of discretization, handling of boundaries, problem formulation, and simulation accuracy [8]. in fda the object or region being analyzed is divided into a finite number of lumps while in fea it consists of a finite number of elements. thus, in a finite difference approach, each lump is assumed to have a constant value of a pertinent field variable. in the case of fea the nodes are associated with the corners of an element and may have different values of field variables, like temperature, displacement, pressure, etc. discretizing complex geometries like curvatures on surfaces into lumps in fdm requires the use of jagged effective boundaries, while in fem curved boundaries can be closely simulated using various types of elements, such as triangular (for plane problems) or tetrahedral (for three-dimensional problems) elements. in fdm the governing equations are written for each node while in fem the direct energy balance approach can be used, but there are some other approaches, like a virtual work, variational method, and weighted residual method, which are more powerful and flexible in engineering applications. fem seems to be more accurate when curved boundaries are present. it is also difficult to compare the execution times between fem and fdm. in general, fem needs longer execution times. on the other hand, fdm usually requires more preparation than fem [8]. mathematical equations general mathematical equations used for electrical, thermal, and mechanical aspects of fea of rsw process are provided below. electrical equations the voltage distribution in the given weldment is considered together with the adjacent weld to investigate shunting effect. this voltage distribution is used to calculate shunt current alternations and heat generation while welding occurs. by using these assumptions the quasi-laplace equation of electrical potential can be written in 3d coordinates as [9]: 1) where p is the bulk electrical resistivity. thermal equations a thermal equation in continuous form for the temperature distribution inside the weldments is presented as [10]: 2) where d is volumetric mass density, c is specific heat capacity, k is thermal conductivity coefficient, t is temperature, and φ is electrical potential. mechanical equations the main equation used for mechanical analysis to make relation between stress, strain, andthermal expansion is the incremental elastic-plastic equation [15]: 3) where d{σ} is stress vector differences, [c] is elastic-plastic matrix, d{ } is strain vector differences, {ct} is thermal coefficient vector, and dt: temperature differences. for stress equilibrium, following equations is used: 4) where {b} is body force vector, which is not considered in this analysis, {a} is acceleration vector, which is a very small parameter and is usually considered to be zero [15]. all of the equations introduced in this section are generally used for fea of rsw and they might change to some extent depending on the chosen coordinates system and number of dimensions, however the main concept and basic form are the same. electrical-thermal-mechanical contact detection the common method of detecting the contact between two weldments or weldment and electrode is uses a spring-like 48 przegląd spawalnictwa vol. 88 2/2016 layer at the contact area. the main purpose of this layer is to detect the mechanical contact. it is detected by checking the value of different but interrelated parameters. vertical reaction force, strain, and stress of the contacting layer are usually considered to check the mechanical contact in every element of the layer. if the value of the parameter is negative, the mechanical contact should be assumed, otherwise there is no contact. presence of mechanical contact means electrical and thermal contact should also be established between the two entities. there for electrical and thermal conductive parameters are set according to contact status. this approach can be seen in figure 1 as an algorithm. figure 2 indicates the model containing contact layers between each pairs. fig. 1. the simple algorithm of contact definition method in fea [13,16] rys. 1. podstawowy algorytm metody definicji kontaktu w fea [13,16] fig. 2. contact layers between each pair of contacting entities in rsw model [25] rys. 2. warstwy stykowe pomiędzy każdą parą kontaktujących się ze sobą podmiotów w modelu rsw [25] algorithms a well formed algorithm is the basis of fea because the sequence and relationship between different aspects of the simulation process are specified in the algorithms. a general algorithm for rsw process contains initial contact definition, electrical thermal analysis, and finally, mechanical analysis. each of these steps has some inputs as different properties needed for each analysis. a typical rsw fea algorithm is indicated in figure 3. material properties the most important point in the application of material properties in fea, is the considering of temperature effect on them. there are bulk and contact material properties, inside the body and over the surface of materials, respectively. measurement of contact properties are more difficult than typical procedure used for bulk properties. fig. 3. a typical rsw fea algorithm rys. 3. typowy algorytm fea rsw bulk material properties for implementation of bulk properties in fea, some of them are considered to be constant, and some as temperature dependent. temperature independent parameters include latent heat of fusion, solidus temperature, liquidus temperatures and poison ratio. these parameters are commonly considered to be constant all over the temperature range during rsw process. temperature dependent parameters or variable parameters include volumetric mass density, electrical resistivity, thermal expansion coefficient, specific heat capacity, thermal conduction coefficient, elasticity modulus, and the yield strength. contact material properties contact properties are the important part of the fea in rsw process. these properties have a significant influence on the progress of all the aspects of simulation. the most important electrical and thermal parameters are electrical contact resistivity and thermal contact conductivity, respectively. these two important temperature dependent parameters affect the heat generation rate and nugget growth in a significant manner. two different groups can be mentioned in definition of resistivity models, namely temperature dependent, and pressure dependent models. one of the general electrical equations used for calculation of electrical contact resistance is [7,12]: 5) where pc(t) is an equivalent of electrical contact resistivity, rc(20 °c) the measured contact resistance at 20 °c under a given force, σy,ave(t) is the average yield strength of materials in contact, lc the characteristic thickness of contact surfaces, and ac the nominal contact area. other study demonstrates a variation of the contact resistance in direct proportion to the square root of temperature [18]. 49przegląd spawalnictwa vol. 88  2/2016 in a pressure dependent model a constant value is supposed of the electrical contact resistivity after reaching a maximum pressure [13]. the contact resistivity is also introduced as a function of pressure between the weldments [19], or defined based on wanhheim and bay’s friction theory of the real contact areas [23]. instability in dynamic resistance, surface conditions, and oscillations of value of any other parameter causes these models to remain as only an estimation of the real contact resistivity. however, it is very difficult to simulate the real contact conditions to apply in fea. differences in electrical and thermal properties between steel and aluminum alloys significantly change the trend of rsw process and extremes of welding parameters. currently, the main problem in aluminum and, in general, light weight metal alloys processing, is lack of information on several electrical and thermal properties according to temperature. this gap of information needs to be filled by more experiments and measurements of bulk and contact properties of these alloys, using suitable equipments in enhanced temperatures. precision of prediction the reasonable benchmark to check the accuracy of each fem is to compare the model predicted values with experimental data. the choice of parameters to check the precision is important, because in addition to their significance, they should be measurable. some of the most important, commonly provided as the results obtained by the model, are considered here. diameter nugget diameter is the most common parameter used in different studies to verify and check the accuracy of the predictive model. the results in figures 4 and 5 show the increase in diameter with the rise of electrical current and with extension of welding time before expulsion phenomenon occurs. usually the errors observed in predicted models come from the difference in faying surface properties and from the choice of coordinates system. this issue is even more important when aluminum alloys are selected for spot welding, since in this case surface properties play a decisive role. fig. 4. comparison of two model predicted nugget diameters with experimental results versus welding current [20] rys. 4. porównanie przewidywanej przez 2 różne modele średnicy jądra zgrzeiny z wynikami eksperymentu w funkcji wielkości prądu zgrzewania [20] fig. 5. nugget growth in time [25] rys. 5. wzrost jądra zgrzeiny w czasie [25] temperature distribution studies on comparison of simulated temperature distribution and experimental results are fewer than studies on nugget diameter. the main reason is related to the difficulty of temperature measurement during practical rsw. the important features of temperature distribition diagrams which are predicted by fems is a delivery of information on heating and cooling rates in different locations before and after nugget melting. figure 6 indicates the predicted rate of heating and cooling in different areas. such results help detect existing phases in different locations and determines the possibilities of crack generation at the nugget perimeter, as in the study performed by zhang et al. [21] who inspect the mechanical aspects of cracking during single and multi-spot welding of aa5754, experimentally and analytically. figure 8 demonstrates the predicted isothermal temperature curves, whereas figure 9 shows corresponding micrograph with cracks generated close to the welding nugget. fig. 6. temperature in different zones of weld versus welding time [19] rys. 6. temperatura różnych stref zgrzeiny w funkcji czasu zgrzewania [19] fig. 7. comparison of simulated and experimental electrode displacement for welding current 8.45 ka [22] rys. 7. porównanie symulowanej i otrzymanej doświadczalnie wielkości przemieszczenia elektrody dla prądu zgrzewania 8,45 ka [22] 50 przegląd spawalnictwa vol. 88 2/2016 it is reasonably to conclude that the possibility of crack generation at the edges of nugget with densed run of predicted isotherms is higher than in other locations with mild temperature gradient. such indirect relationship found between the cracking possibility around nuggets and predicted temperature curves is a proof for the importance of timetemperature diagrams. electrode displacement many researches conclude that displacement of electrodes could be an indicator of thermal response of the whole process. a strong proof for this statement is the similarity between electrode displacement and temperature diagrams versus welding time (figs. 6 and 7). however, estimation of electrode displacement in rsw of aluminum alloy has different meaning comparing to that of steel, since the efficient parameter in welding aluminum alloy is surface electrical resistance while for steel it is the resistance in the bulk. fig. 8. temperature distribution by a finite element analysis at the moment when heating is stopped [21] rys. 8. rozkład temperatury w momencie zaprzestania grzania otrzymany metodą fea [21] fig. 9. longitudinal cross-section of a single welded specimen [21] rys. 9. przekrój podłużny próbki z pojedynczą zgrzeiną [21] other issues in fea of rsw there are some aspects in rsw process which are not studied enough so far. these aspects are usually ignored or simplified by some assumptions in different researches. among them are metallurgical transformations, and surface conditions. metallurgical effects micro-structural issues are not often considered in fea of rsw, during or after the process. most of the studies are related to find some relationship between the heating and cooling rates and final structures of spot welds, basing on existed metallurgical knowledge, especially on previously prepared phase diagrams: equilibrium ones, time-temperature-transformation (ttt) or continuous-cooling-transformation (cct) diagrams. among others, the model developed by babu et al. [26] is noticeable. the concept of this study basis on the relationship between the temperature profile obtained by fem for different nodes in the fusion zone (fz) and heat affected zone (haz), and ttt diagrams for specific type of steel. researches in the field need deeper knowledge on metallurgical changes to introduce into the models dedicated to different group of alloys. since the ideal model should be able to predict the final fz and haz structure after given rsw process, such a task requires a huge effort by authors to complete and implement all existed informations and materials data inside the developed model. surface conditions there are a few studies on modeling the behavior of surface conditions. the importance of them and importance of contact properties are prevailed for light weight metals as aluminum or magnesium but they play also main influential role in rsw of steels and any other alloys [8]. the requirement to model the behavior of surface conditions including the presence of oxide layers and its roughness needs a precise definition of geometry and mechanical properties of whole surface factors to consider the role of this layer at the initial and subsequent stages of the analysis. important case studies in fea of rsw there are several studies in the field of ordinary single rsw process with similar approaches. the work on such models could be beneficial since new configurations in contemporary industry become common. therefore, most of models suitable for special case studies are designed to match the intended industrial or scientific purposes. here some of the specific models are descriebed. fea of rsw with cover plates shi et al. [24] performed a study in which rsw process of magnesium alloy sheets went on between the covering plates (fig. 10). as it is shown in fig. 11, the weld was unable to attain by conventional rsw without the use of cover plates when welding current is below 9 ka. additional heat generated in cover plates of low electrical conductivity transferred to the welding region, which resulted in the formation of large nugget. therefore, rsw with cover plates can improve the performance of magnesium alloy weld. the analysis and simulation in such configuration is more complicated due to additional contacting surfaces of covering plates with electrodes and with sheets to be welded. fea of shunting effect in rsw considering shunting effect in addition to the other complexities of the analysed process adds more assumptions to the simulation procedure. first objective in analysis of shunting effect is the obtaining of voltage distribution. due to the existence of shunting current, there is not symmetry in the configuration, therefore the axisymmetric equations are of no use and the general three-dimensional equations must be used instead. this adds to the complexity and calculation time. furthermore, the temperature changes 51przegląd spawalnictwa vol. 88  2/2016 occur during the whole process should be taken into account for each iteration which increases again the calculation time and effort. fea studies on shunting effect are fewer than the experimental ones [11]. a finite element electro-thermal analysis was performed by chang [10] with an experimental test added for verification of the model. figure 12 (a) and (b) indicate the results of electrical potential (or current) and temperature distribution, respectively. the results are compatible with experimental results as the asymmetry is obvious in the distribution of voltage and temperature. fea of multiple sheet rsw shen et al. [17] developed a thermal-mechanical and electrical-thermal model to predict the nugget formation process in welding three sheets of steel. figure 13 shows the geometry and boundary conditions used in this study. in figure14 a comparison is indicated between calculated and experimental results for a given electrical current and electrode force after 14 cycles of welding time. according to the authors, the reason of nugget size underestimation in the model is the difference between real and assumed electrical resistance of the top and middle sheet. fea of single-sided rsw kim et al. [23] considered all of the mechanical, thermal, electrical, and also metallurgical aspects in their model of single-sided rsw. the single-sided electrode model generates a current path between an electrode and the ground that is far distant from the electrode and varies according to the shape of the weldment (fig. 15). fig. 10. schematic diagram of spot welding with cover plats [24] rys. 10. schemat zgrzewania punktowego z nakładkami [24] fig. 11. effects of welding current on tensile shear load and nugget diameter [24] rys. 11. wpływ prądu zgrzewania na wytrzymałość zgrzeiny na ścinanie i na średnicę jej jądra [24] although this method is a convenient approach for the situation where there is not enough access to the other side of the weldments, main problem is the lack of electrode force on the opposite side. reduction of localized electrode force may cause less deviation of the sheet and avoid the electrode mark over the sheet surface but altering the field of squeezing stresses might lead to expulsion or a weld formation of unsufficient size. a) b) fig. 12. results of fem modeling for the shunted weld [10]: (a) variation in distribution of temperature (b) distribution of electrical voltage and current rys. 12. wyniki obliczeń fem dla zgrzeiny bocznikowanej [10]: (a) zmiana rozkładu temperatury w czasie zgrzewania (b) rozkłady napięcia i prądu suggestions fully coupled analysis of rsw process is not often seen among the researches. most of the studies used the traditional decoupled electrical-thermal or mechanical-thermal approach. electrical, thermal, and mechanical interactions could fig. 13. scheme and boundary conditions of the model used for three sheets rsw [17] rys. 13. schemat i warunki brzegowe dla modelu zastosowanego do rsw trzech blach [17] 52 przegląd spawalnictwa vol. 88 2/2016 fig. 14. comparison of calculated and experimental nugget diameter for 14th cycle [17] rys. 14. porównanie obliczonej i otrzymanej doświadczalnie wielkości jądra zgrzeiny po 14 cyklach prądu zgrzewania [17] fig. 15. electrical current path in the singleand the double-sided electrode rsw [23] rys. 15. droga przepływu prądu elektrycznego podczas zgrzewania punktowego jednoi dwustronnego [23] be visualized more in a fully coupled model than separated models, however calculation time and effort rises in this case. a few studies on modeling of surface conditions were done, however there is lack of models considering the effect of oxide layer and its mechanical destruction by the electrode during squeezing and welding stages of rsw. the effect of shunting electrical current is not adequately investigated in previous studies. most of researches deal with a subsidiary description of shunting current when other electrical conductive routes exist next to the main welding spot. the structure, conductivity, cross-section area, distance to the spot, and number of these shunting routes are the important aspects which require more investigations in fea of rsw. the unique nature of alloys makes it difficult the prediction of resulting microstructure of weldments. further efforts are desirable in this field to establish a stronger link between thermal and mechanical processes, and final structure of the welding nugget and haz by fem. conclusions 1. advantages of fem versus fdm made the first more common in fea software and therefore recent studies usually use the method as more flexible to any geometry. 2. the main differences in fea applied models rely on various definitions of electrical and thermal contact properties with miscellaneous approaches to their dependence on temperature and pressure. 3. most effective materials property in rsw models is the electrical contact resistance which controls the amount of heat generated and influences the whole analysis procedure. 4. modeling in new configurations is appreciated in terms of widening the borders of rsw knowledge, although more reworking and verifications are required to improve the reliability of fea results. references [1] archer, g. (1960), „calculations for temperature response in spot welds”. welding journal, 39, 327s-330s. [2] greenwood, j.a. (1961), „temperature in spot welding”, british welding journal 8 (6), 316–322. [3] gould, j. e. (1987), „an examination of nugget development during spot welding, using both experimental and analytical techniques”, welding journal, 66 (1), 1s-10s. [4] nied , a. (1984), „the finite element modeling of resistance spot welding process”, welding journal 63 (4), 123–132. [5] huh , h., kang, w.j. (1997), „electro-thermal analysis of electrode resistance spot welding process by a 3-d finite element method”, journal of materials processing technology 63, 672–677. [6] loulou, t., masson, p., rogeon, p. (2006), “thermal characterization of resistance spot welding”, numerical heat transfer part b: fundamentals 49 (6), 559–584. [7] tsai, c.l., jammal, o.a., papritan, j.c., dickinson, d.w. (1992), „analysis and development of a real time control methodology in resistance spot welding”, welding journal 70 (12), 339s–351s. [8] zhang, h., senkara, j. (2011), „resistance welding: fundamentals and applications 2nd edition”, chapters 1-7, crc press, uk. [9] hard, a. r. 1948. „preliminary test of spot weld shunting in 24st alclad”, welding journal 27(6): 491-495. [10] chang, h. s., cho, h. s. (1990), „a study on the shunt effect in resistance spot welding”, welding journal 69 (8), 308-316. [11] wang , b., lou, m., shen, q., li, y. b., zhang, h. (2013), „shunting effect in resistance spot welding steels part 1: experimental study”, welding journal 92 (6), 182s-189s. [12] hamedi, m., eisazadeh, h., esmailzadeh, m. (2010), „numerical simulation of tensile strength of upset welded joints with experimental verification”, material & design 31, 2296–2304. [13] sun, x., dong, p. (2000), „analysis of aluminum resistance spot welding processes using coupled finite element procedures”, welding journal, 79 (8), 215-s–221-s. [14] yamamoto, t., okuda, t., 1971, „a study of spot welding of heavy gauge mild steel”.welding in the world 9 (7–8), 234–255. [15] hou, z., kim, i., wang, y., li, c., chen, c. (2007), „finite element analysis for the mechanical features of resistance spot welding process”, journal of materials processing technology 185, 160–165. [16] murakawa, h., zhang, j. (1998), „fem simulation of spot welding process: effect of initial gap on nugget formation”, transactions of jwri 27 (1), 75–82. [17] shen, j., zhang, y., lai, x., wang, p.c. (2011), “modeling of resistance spot welding of multiple stacks of steel sheets”, materials and design 32, 550–560. [18] cho, h.s., cho, y.j. (1989), „a study of the thermal behavior in resistance spot welding”, welding journal 68 (6), 236s–244s. [19] han, z., orozco, j., indacochea, e., chen, c.h. (1989), „resistance spot welding: a heat transfer study”, welding journal 68 (9), 363s–371s. [20] eisazadeh, h., hamedi, m., halvaee, a. (2010), „new parametric study of nugget size in resistance spot welding process using finite element method”, materials and design 31 (1), 149–157. [21] zhang, h., senkara, j., wu, x., (2002), „suppressing cracking in resistance welding aa5754 by mechanical means”, transactions of asme journal of manufacturing science and engineering, 124, 79-85. [22] murakawa, h., zhang, j., fujii, k., wang, j., ryudo, m. (2000), „fem simulation of spot welding process: characteristics of electrode displacement and nugget formation”, transactions of jwri 29 (1), 73–80. [23] kim, j.h., cho, y., jang, y.h. (2013), “estimation of the weldability of single-sided resistance spot welding”, journal of manufacturing systems 32, 505–512. [24] shi, h., qiu, r., zhu, j., zhang, k., yu, h., ding, g. (2010), „effects of welding parameters on the characteristics of magnesium alloy joint welded by resistance spot welding with cover plates”, materials and design 31, 4853–4857. [25] ma, n., murakawa, h. (2010), „numerical and experimental study on nugget formation in resistance spot welding for three pieces of high strength steel sheets”, journal of materials processing technology 210, 2045–2052. [26] feng, z., babu, s.s., santella, m.l., riemer, b.w., gould, j.e. (1998) „an incrementally coupled electrical-thermal-mechanical model for rsw”, in proc. of 5th int. conf. on trends in welding research, asm int., pine mountain, 599. also: babu, s.s., web site: http://mjndeweb.ms.orln.gov?babu/default.html ps 9 2016 www.pdf 146 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 lutowanie ceramiki aln ze stopem feni42  za pośrednictwem powłoki metalizacyjnej osadzanej tarciowo brazing of aln ceramics with feni42 alloy through metallic coating deposited by friction onto ceramic surface mgr inż. michał hudycz; dr hab. inż. tomasz chmielewski, prof. pw – politechnika warszawska. autor korespondencyjny/corresponding author: mhudycz@wp.pl streszczenie złącza ceramiki z metalami bazują na wysokotemperaturowych, długotrwałych procesach próżniowych, głównie o charakterze dyfuzyjnym. opisane w artykule badania są częścią pracy badawczej ukierunkowanej na opracowanie technologii tarciowego osadzania powłok metalizacyjnych na ceramice w celu ułatwionego spajania, w tym lutowania ceramiki z metalami. w celu uproszczenia procesu lutowania ceramiki z metalami na powierzchni ceramiki konstrukcyjnej wytwarzana jest cienka powłoka metaliczna ułatwiającą lutowanie z metalami z wykorzystaniem lutów nieaktywnych w osłonie gazów. w pracy zaprezentowano wstępne wyniki badań złączy lutowanych ceramiki aln ze stopem feni42 uzyskanych za pośrednictwem tarciowo osadzanej powłoki metalizacyjnej. słowa kluczowe: lutowanie twarde; złącza ceramika-metal; ceramika aln; metalizacja ceramiki abstract ceramics-metal joints usually are obtained in high-temperature and long-time vacuum processes where the mechanism for the creation of interface is based on the diffusion phenomena. the research has been reported at this article is the part of the bigger scientific project focused on friction metallization of ceramic surface. in order to simplify the process of brazing metals to the ceramics a thin metallic coating is deposited onto ceramics surface by friction surfacing. due to the intermediate metallic coating brazing process of the ceramicmetal joints can be realized by inactive solder in atmosphere of inert shielding gas. the preliminary results of ceramic aln with alloy feni42 brazing process obtained through friction-deposited coating have been reported. keywords:  brazing; ceramics-metal joints; aln ceramics; metallization wstęp w nowoczesnym przemyśle złącza ceramiczno-metalowe znajdują szerokie zastosowanie i dotyczą coraz nowszych gatunków ceramiki w tym również aln. złącza metalowoceramiczne umożliwiają kojarzenie z natury odmiennych właściwości komponentów w określoną cechę wyrobu [1]. metalizacja jest jednym ze sposobów ułatwiania uzyskania złącza ceramiczno-metalowego, a jej celem jest zmiana właściwości warstwy wierzchniej ceramiki umożliwiającej zwilżenie metalem z natury nieaktywnym w stosunku do ceramiki. powłoka metalizacyjna w następnym etapie pośredniczy w uzyskaniu złącza pomiędzy litym materiałem ceramicznym i metalowym, np. na drodze lutowania twardego lub zgrzewania [2]. metalizacja powierzchni materiałów ceramicznych stanowi kluczowy etap technologicznego wytwarzania pośrednich połczeń ceramika-metal. w przypadku par składających się z materiałów ceramicznych i metalowych, w których występuję wysoki stopień powinowactwa chemicznego składników łączonych materiałów, możliwe jest bezpośrednie spajanie ceramiki z metalami, lecz takie podejście powoduje ograniczoną możliwością komponowania złączy [3,4]. niniejszy artykuł porusza specjalny przypadek lutowania złącza ceramiki aln ze stopem feni42 za pośrednictwem tytanowej powłoki osadzanej tarciowo na ceramice, a następnie pokrytej niklem w procesie galwanicznym. koncepcja pracy polega na opracowaniu technologii łączenia ceramiki, bez angażowania wielogodzinnych, wysokotemperaturowych procesów próżniowych opartych na zjawiskach dyfuzyjnych. powłoka metalizacyjna  – metoda wytwarzania i charakterystyka powłoka metalizacyjna została osadzona na powierzchni ceramiki metodą tarciową. czoło robocze narzędzia tytanowego (ti grade 2) o średnicy zewnętrznej 9 mm z otworem w osi o średnicy 3 mm trąc o powierzchnię płyty ceramiki aln o grubości 6 mm (rys. 1) osadza cienką powłokę, na skumichał hudycz, tomasz chmielewski przeglad welding technology review 147przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 tek przenoszenia metalu z czoła narzędzia na powierzchnię ceramiki. celem procesu było uzyskanie na powierzchni ceramiki równomiernej powłoki metalizacyjnej z tytanu. tytan wybrano z powodu tego wysokiego powinowactwa chemicznego do składników metalizowanej ceramiki. proces metalizacji opisano w pracach [5,6], natomiast wpływ warunków dostarczania energii do powstających złączy materiałów różnoimiennych szeroko opisano w pracach [7÷9]. proces tarciowego metalizowania składa się z wstępnej fazy nagrzewania tarciem pod naciskiem 13,4 mpa tytanowej kształtki, która obraca w głowicy z prędkością 2550 obr/ min., a po ustabilizowaniu się warunków, narzędzie wykonuje ruch postępowy względem powierzchni ceramiki. (rys. 3) o wymiarach ø33x30 mm i grubości ścianek ok. 10 mm. w jednym procesie lutowano trzy próbki. elementy ceramiczne z metalizowaną powierzchnią miały wymiary 8x9x4,5 mm, lut eutektyczny agcu28 (ag 272 wg eniso 17672) w formie folii o grubości 0,15 mm i powierzchni 8x9mm. próbki ceramiczne ustawiono w dnie otworu szablonu, na metalizowaną górną powierzchnię położono lut, a na wierzch osiowosymetrycznie krążek stopu feni42 o średnicy 11 mm i grubości 5 mm. w osi szablonu pomiędzy próbkami lutowanymi umiejscowiono próbkę referencyjną bez lutu z otworem ø1,5 mm w krążku metalowym w którym umieszczono termoelement nicr/nial. nagrzewanie przebiegało z prędkością 25 °c/min, zastosowano przystanek temperaturowy na poziomie 720 °c o czasie 10 min, w celu wyrównania temperatury lutowanych elementów. temperatura lutowania wynosiła 860 °c, a czas lutowania 1minuta. warunki stygnięcia po lutowaniu: • 860÷760 °c – 200 °c/min • 760÷300 °c – 30 °c/min • 300÷20 °c – swobodne stygnięcie przy wyłączonym grzaniu rys. 1. narzędzie w pracy oraz widok powstającej powłoki fig. 1. the friction tool during operation and a view of the emerging coating na rysunku 2 przedstawiono widok powłoki metalizacyjnej wykonanej kilkoma równoległymi przejściami narzędzia z zakładką zapewniającą ciągłość powłoki. budowę fazową, mikrostrukturę oraz inne właściwości powłoki opisano szczegółowo w pracach [5,6], ze względu na trudności ze zwilżeniem tytanowej powłoki została pokryta galwanicznie niklem o grubości 5÷7 μm. rys. 2. powłoka metalizacyjna składająca się z kilku ściegów prostych wykonanych z zakładką fig. 2. metallization coating consists of few passes with overlapping lutowanie złączy ceramika-metal proces lutowania przeprowadzono w otwartej od góry przepłukiwanej argonem komorze pieca indukcyjnego z transformatorem generatora indukcyjnego mfg5, przepływ argonu wynosił ok 14 l/min. źródłem ciepła dla lutowanych próbek był grzany indukcyjnie szablon grafitowy rys. 3. szkic szablonu do lutowania: 1) metalizowana próbka ceramiczna ceramika aln, 2) lut agcu28, 3) krążek feni42, 4) szablon grafitowy, 5) termoelement nicr-nial, 6) cewka indukcyjna fig.  3.  a sketch of brazing template: 1) metallized sample of aln ceramic, 2) agcu28 solder, 3) feni42 disk, 4) graphite template 5) thermocouple nicrnial, 6) induction coil mikrostruktura złączy lutowanych złącza lutowane preparowano do badań metalograficznych wykonując cięcie piłą diamentową prostopadle do połączenia, następnie inkludowano w twardej żywicy epoksydowej i szlifowano tarczą diamentową do uzyskania płaszczyzny przekroju złącza. w kolejnym etapie polerowano zgład przy pomocy pasty diamentowej. zgłady fotografowano bez trawienia. na rysunku 4 pokazano mikrostrukturę złącza lutowanego aln-feni42 przy powiększeniu 100 razy. profil menisku widocznego na zdjęciu wskazuje na porównywalną zwilżalność łączonych komponentów. na rysunku 5 pokazano mikrostrukturę złącza lutowanego aln-feni42 z powiększeniem x500, dzięki czemu można wyraźnie zaobserwować obecność dwóch warstw pośrednich. sumaryczna grubość połączenia (lut + powłoki pośrednie) wynosi około 30 μm. pierwsza tytanowa o grubości w zakresie od 3 do 5 μm osadzona tarciowo. druga warstwa to elektrochemicznie osadzony nikiel o grubości w zakresie od 6 do 8 μm. nikiel zastosowano na skutek znacznych trudności z powtarzalnym zwilżaniem lutem agcu28 powierzchni tytanu [10,11] w tym przypadku osadzanego tarciowo. dodatkowe pokrycie powłoki tarciowej niklem pełni jednocześnie funkcję plastycznego kompensatora naprężeń. 148 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 rys. 4. mikrostruktura złącza lutowanego aln-feni42 fig. 4. microstructure of aln-feni42 brazed joint rys.  5.  mikrostruktura złącza lutowanego aln-feni42 z widocznymi warstwami pośrednimi – ti osadzany tarciowo, ni osadzany galwanicznie fig. 5. microstructure of brazed aln-feni42 joint, with visible interlayers, ti deposited by friction and ni galvanically deposited podsumowanie i wnioski przeprowadzono próby lutowania ceramiki aln po metalizacji tarciowej ze stopem feni42 lutem srebrno-miedzianym agcu28. lutowanie prowadzono w piecu indukcyjnym w atmosferze argonu. powłokę metalizacyjną uprzednio naniesiono metodą tarciową, a następnie pokryto galwanicznie niklem. dodatkową powłokę niklową zastosowano w następstwie trudności ze zwilżeniem lutem agcu28 tarciowo osadzonego ti. uzyskane złącza lutowne o grubości około 30 μm, charakteryzują się ciągłością i brakiem wyraźnych niedoskonałości. w kolejnym etapie prac badawczych przeprowadzone zostaną testy wytrzymałości uzyskanych złączy. przeprowadzony i przedstawiony w niniejszym artykule eksperyment wskazuje na możliwość uzyskania trwałych złączy ceramiczno-metalowych wykonanych bez stosowania kilkudziesięciogodzinnych, próżniowych procesów termicznych o charakterze dyfuzyjnym. literatura [1] chmielewski t.: wykorzystanie energii kinetycznej tarcia i fali detonacyjnej do metalizacji ceramiki, prace naukowe pw, seria mechanika, zeszyt 232, 2012, s.1-155. [2] k. pietrzak, d. kaliński, m. chmielewski, t. chmielewski, w. wlosiński, k. choręgiewicz: processing of intermetallics with al2o3 or steel joints obtained by friction welding technique, proc. 12th conference of the european ceramic society – ecers xii, stockholm (2011). [3] włosiński w., chmielewski t., kucharczyk m.: spajanie tarciowe stopów nial i feal ze stalą węglową st3s, przegląd spawalnictwa, vol. 76, nr 1, s. 6-12. 2004. [4] włosiński w., chmielewski t., grabowska a.: warunki spajania tarciowego i struktura złączy al2o3-al i al2o3-cu, przegląd spawalnictwa, vol. 75, nr 12, s.1-5. 2003. [5] hudycz m.,winiarski m., chmielewski t.: tarciowe metalizowanie ceramiki aln tytanem, przegląd spawalnictwa, vol. 87, nr 10, s. 31-35, 2015. [6] hudycz m., chmielewski t., winiarski m., golański d.: właściwości tytanowej powłoki metalizacyjnej osadzanej tarciowo na ceramice al, przegląd spawalnictwa, vol. 88, nr 5, s. 29-35, 2016. [7] chmielewski t., golański d., włosiński w., zimmerman j.: utilizing the energy of kinetic friction for the metallization of ceramics. bulletin of the polish academy of sciences technical sciences, vol. 63, nr 1, s. 201-207, 2015. [8] rogalski g., fydrych d., walczak w.: wpływ cyklu cieplnego na właściwości zgrzewanych wybuchowo złączy stal-aluminium, przegląd spawalnictwa, vol. 85, nr 6, s. 60-54, 2013. [9] rogalski g., fydrych, d., walczak w.: zastosowanie zgrzewania wybuchowego do wytwarzania kompozytów metalowych z osnową ceramiczną. przegląd spawalnictwa, vol. 85, nr 6, s. 54-59, 2013. [10] mirski z., różański m.: lutowanie dyfuzyjne tytanu i jego stopu na osnowie fazy tial (y). inżynieria materiałowa, nr 2/2010, s. 161-166. [11] mirski z., różański m., winiowski a.: lutowanie dyfuzyjne tytanu z użyciem przekładek z miedzi i niklu, przegląd spawalnictwa, vol. 84, nr 10, s.15-18, 2012 ps 01 2017 www.pdf 29przegląd  spawalnictwa vol. 89 1/2017 metodologia uczenia operatorów robotów przemysłowych  do spawania drutem litym i proszkowym approach to the methodology for training of operators in gmaw and fcaw automated welding processes streszczenie w niniejszym artykule omówione zostały etapy tworzenia technologii spawania seryjnego na przykładzie starszego typu zrobotyzowanego stanowiska spawalniczego. w przypadku spawania manualnego to technolog ustala parametry napięciowe procesu spawania, a spawacz na podstawie obserwacji wpływa na procesy cieplne spawania poprzez zmianę trajektorii ruchu. w przypadku spawania zrobotyzowanego starszymi typami robotów technolog ustala trajektorię ruchu, a operator zrobotyzowanego stanowiska spawalniczego na postawie obserwacji procesu spawania wpływa na procesy cieplne spawania. problem jednak tkwi w tym, iż z reguły technolog nie posiada wystarczającej wiedzy na temat wpływu trajektorii ruchu końca elektrody na procesy spawania, a operator nie jest dostatecznie wyszkolony w zakresie regulacji prądem, napięciem i szybkością spawania w czasie rzeczywistym. w niniejszym artykule omówiono jak przy wykorzystaniu obrazkowej instrukcji wyjaśniającej procesy fizyczne w spawalnictwie, autorstwa instytutu łączenia metali w krakowie (welding journal nr 2/2016), szkolić technologów i operatorów. przedstawione w pracy wyniki mają na celu opracowanie algorytmów do systemów wizyjnych spawania. słowa kluczowe: zrobotyzowany proces spawania; optymalizacja procesu spawania; opracowanie technologii spawania automatycznego; metody korekcji parametrów spawania zautomatyzowanego; spawanie; technologie; plazma abstract this article presents stages for the creation of serial welding technology on the example of an older type robotized welding workstation. in case of manual welding a technologist is responsible for setting the voltage parameters of welding process while a welder during the continuous observations influences the thermal processes by modulation of motions trajectory. on the other hand, in case of welding applying the older types of robots, technologist sets the trajectory of motions, whereas the operator of the robotized workstation through the observations of the process impacts the thermal processes of welding. the problem resides in the fact that a technologist often does not resources enough knowledge concerning an impact of the end of electrode motions trajectory on the welding process effectiveness, and the operator is mostly not enough trained in a real-time regulation of welding current and travel speed. in this work we discuss the innovative methodology for training of technologists and operators with the use of a visual instruction developed by the institute for joining of metals in krakow (presented previously in welding journal no. 2/2016). the aim of the presented results is a creation of the algorithms for welding visual systems. keywords: robotic welding process; optimization of welding process; automatic welding process technology development; methods for the correction of automated process parameters; welding; technology; plasma wstęp obecnie, gdy spawanie zrobotyzowane dysponuje czujnikami wizyjnymi i komputerową analizą obrazu z kamery [1], znajomość fizyki łuku elektrycznego i zjawisk fizycznych procesu spawania jest niezbędna do rozwijania techniki zaawansowanego spawania zrobotyzowanego, a zwłaszcza łączenia łukowego materiałów metalicznych, jak i ceramicznych. dlatego coraz istotniejszą rolę w spawalnictwie odgrywa wyszkolenie w zakresie profesjonalnej fizyki łuku, elektroniki, elektrotermii, technologii chemicznej, a także ilona jastrzębska, marcin głowacki, dariusz cyganek, ryszard jastrzębski, dariusz przytuła przeglad welding technology review mgr inż. ilona jastrzębska – agh akademia górniczo-hutnicza im. stanisława staszica w krakowie, mgr marcin głowacki  –  shiloh industries bielsko-biała, inż. dariusz cyganek  –  taret spółka z .o.o., mgr inż. ryszard jastrzębski  – instytut łączenia metali w krakowie, mgr dariusz przytuła – edax. autor korespondencyjny/corresponding author: ijastrz@agh.edu.pl informatyki. zmienia się także pogląd na modelowanie fizycznych procesów spawania [1]. pokazuje to jednocześnie interdyscyplinarność szeroko rozumianej dziedziny spawalnictwa. za niedługo odejdzie w niepamięć wywodzące się ze spawania automatycznego pojęcie energii liniowej stosowane w badaniu technologii. pojawiają się też techniki badania spawania ręcznego. w większości przypadków spawanie można wykonać manualnie lub przy użyciu robota. są jednak przypadki, w których człowiek nie może 30 przegląd  spawalnictwa vol. 89 1/2017 przebywać w otoczeniu źródła ciepła np. spawanie laserem. w przypadku łączenia elementów ceramicznych metodą tig w środowisku procesu należy wytworzyć próżnię, co powoduje, że spawanie większych elementów wymaga zastosowania robota przemysłowego. przy ustalonych ścieżkach przejazdu robota spawalniczego, operator może założyć maskę spawalniczą i trzymając panel kontrolera w rękach, w trybie testowym może nakazać robotowi spawać, natomiast sam może obserwować zachowanie się łuku i jeziorka, ręcznie modulując prąd, napięcie i prędkość spawania. obecnie można zakupić symulatory spawania wyposażone w technologię augmented reality [1], przy pomocy których spawacz może zobaczyć wirtualny obraz obszaru spawania i na monitorze może obserwować wirtualny obraz spoiny. tak jak w drodze do pełnego zrozumienia procesów spawania niezbędna jest szeroko pojęta obserwacja, tak w efektywnej aplikacji danego procesu niezbędna jest wiedza na bieżąco zdobywana w trakcie tej obserwacji. dopiero przy wykorzystaniu wiedzy dotyczącej fizyki spawania, pozyskanej właśnie drogą obserwacji, możliwe jest zrozumienie i pełne wykorzystanie dostępnych środków kontroli procesu spawania, a co za tym idzie także udoskonalanie nowych rozwiązań robotów spawalniczych. ekonomia w robotyzacji  tylko wtedy, gdy można zagwarantować jakość i wydajność na rynku produkcyjnym, możliwe jest zapewnienie rentowności. w obecnych czasach, kiedy przemysł spawalniczy odczuwa duży brak siły roboczej, inwestowanie w nowej generacji spawanie zrobotyzowane może zapewnić dobrą jakość oraz wysoką wydajność produkcji. spawanie zrobotyzowane z wykorzystaniem zaawansowanych systemów wizualnych [2÷5] pozwala na spawanie mniej dokładnych wymiarów w seryjnych ilościach, a więc produkowanie tańszych elementów. jednakże niektóre firmy nie chcąc podjąć zbyt dużego ryzyka finansowego, nie inwestują w zakup kosztownych nowych robotów spawalniczych. w związku z tym uzasadnionym jest dobre wykorzystanie tańszych, starszych typów robotów spawalniczych. tego typu roboty nie spełniają wymaganego standardu nowej generacji robotów spawalniczych. w celu zaspokojenia popytu na wysoką jakość i wydajność, operator może zostać odpowiednio przeszkolony do obserwacji procesu spawania zrobotyzowanego i korekty parametrów w czasie rzeczywistym. to znaczy, że operator będzie potrafił w czasie zrobotyzowanego spawania, jeśli zajdzie taka potrzeba, regulować napięcie, prąd i prędkość spawania w celu minimalizacji wad produkcyjnych. takie rozwiązanie zapewniłoby większą produktywność procesu spawania, ponieważ ruchy robota pomiędzy wykonywanymi poszczególnymi spoinami są wykonywane szybciej, niż jakikolwiek wykwalifikowany spawacz potrafi. w dodatku to rozwiązanie może obniżyć koszty produkcji jednostkowej. wykonywanie połączeń spawanych manualnie w wielu przypadkach jest nieopłacalne lub wręcz niemożliwe. w sytuacji, gdy do wyprodukowania są duże partie powtarzających się elementów, zastąpienie spawania manualnego przez automatyzację procesu znacząco obniża koszty produkcji, stabilizuje proces oraz redukuje ilość możliwych błędów w procesie. nierzadko również, jak w przypadku spawania tig wielkogabarytowych elementów z materiałów wymagających wytworzenia w obszarze łączenia próżni czy też spawania laserowego, obecność spawacza może być wyłącznie zdalna, co wymaga użycia robota przemysłowego. korzyści płynące z automatyzacji procesu spawania są powszechnie znane, wśród nich na potrzeby niniejszego artykułu warto przywołać takie jak: możliwość prowadzenia symulacji off–line celem maksymalizacji wydajności i minimalizacji kosztów procesu, możliwość nadzorowania szerszego względem manualnego spawania spektrum zmiennych parametrów procesu (kąty, prędkości, odległości palnika od spawanych elementów itd.), a także gromadzenie i analizowanie znacznie bogatszej ilości danych wejściowych. mówiąc o korzyściach płynących z automatyzacji spawania, warto zaznaczyć, że są również koszty, które trzeba ponosić. zarówno dodatkowe koszty drogich narzędzi i mocowań pozycjonujących elementy spawane do aplikacji zrobotyzowanych, także wzrastające wraz z postępującym wiekiem sprzętu koszty jego serwisu i napraw oraz inne. kiedy sprzęt jest jeszcze nowy, stosunkowo rzadko zawodzi i pozwala przede wszystkim skupić się na korzyściach z niego płynących. niemniej jak w zakładach produkcyjnych, które funkcjonują od wielu lat w oparciu o automatyzację procesów spawania lub w nowo powstających przedsiębiorstwach, których nie stać na zakup nowych sprzętów, do produkcji używane są roboty przemysłowe z dużymi przebiegami, sięgającymi setek tysięcy roboczo–godzin. taki sprzęt nie funkcjonuje tak sprawnie jak nowy. precyzja, a przede wszystkim powtarzalność manipulatora jest mniej doskonała niż dwie dekady temu, gdy był on instalowany na linii montażowej. starsze generacje robotów nie posiadają zaawansowanych technologicznie narzędzi jak np.: moduły śledzenia rowka spawalniczego, auto-kalibracja itp. jednakże nadal produkują i „zarabiają”, a jedyne czego potrzebują to dobrze wykwalifikowany personel, który w osobie operatora będzie prowadził proces oraz technologię spawania, na której będzie bazował. z tych względów, bardzo ważnym elementem w trakcie przygotowywania się do podjęcia nowego projektu jest rozpoznanie tzw. wykonalności, tzn. określenie czy dysponujemy potrzebnym sprzętem, zasobami do produkcji danego elementu, czy jesteśmy w stanie spełnić wymagania stawiane przez klienta i czy na końcu tej drogi jest pewność, że otrzymany wyrób będzie zgodny i spełniający swoje zadanie. gdy projekt przejdzie do fazy prototypowania (o ile taka wystąpi), powstaną wówczas pierwsze dokumentacje pwps (pwps, ang. prequalified welding procedure specification), w oparciu o które możliwe będzie w trakcie wdrażania docelowych narzędzi i sprzętu tworzenie właściwej technologii spawania. różnice w późniejszej dokumentacji pwps będą wynikały przede wszystkim z tego, iż mimo posiadania takich danych wejściowych jak materiały do spawania, ilość wprowadzonego ciepła do złącza (kj/mm) już w fazie przygotowania, to dopiero od wykonywania pierwszych sztuk na docelowej konstrukcji narzędzi pozycjonujących, umożliwiających lub nierzadko utrudniających dostęp do złączy, będzie można dokładnie określić pozycje i kąty palnika, stick-out (a więc również długość łuku), prędkości i inne fizyczne zmienne procesu spawania. w tym miejscu należy zaznaczyć, że właśnie dlatego bardzo ważne jest opracowywanie docelowej technologii procesu spawania na zasadach zawartych w normie iso 15613: – specyfikacja i kwalifikowanie technologii spawania metali – kwalifikowanie na podstawie przedprodukcyjnego badania spawania/zgrzewania, a nie inną z tej rodziny, gdyż ta jako jedyna oddaje pełne realia procesu spawania zautomatyzowanego i tym samym pozwala właściwie walidować proces. oczywiście należy wspomnieć też znane i stosowane, przede wszystkim w branży automotive, programy do symulacji procesu spawania (zgrzewania, klejenia itd.). dostarczają one wielu hipotetycznych danych. jednakże z jednej strony nie są to programy tanie i szeroko dostępne, a z drugiej w dużej mierze te teoretyczne wyliczenia przy przełożeniu na praktykę wymagają korekt. cena nowego robota przemysłowego z kontrolerem wizyjnym to koszt do 90 000 $ usa, a cena starego robo31przegląd  spawalnictwa vol. 89 1/2017 ta (o przebiegu od 10 000 do 15 000 godzin pracy) wynosi od 4 000 do 15 000 $ usa. na potrzeby skrótowego zobrazowania powyższego twierdzenia załóżmy, że koszt zatrudnienia profesjonalnego spawacza dla firmy produkcyjnej to kwota rzędu 7 000 pln miesięcznie, natomiast koszt wykwalifikowanego operatora stanowiska zrobotyzowanego wynosi 3 700 pln. przy poniesionych nakładach na zakup, transport, integrację i uruchomienie stanowiska zrobotyzowanego w wysokości 50 000 pln zwrot inwestycji powinien nastąpić w ciągu 15 miesięcy. do tych założeń należałoby doliczyć zyski pośrednie, wynikające ze wzrostu wydajności operacji, 20–30%, (w zależności od długości i liczby spoin, długości przejazdów jałowych i gabarytów spawanych elementów), a także ze zmniejszenia kosztów złej jakości dzięki rozbudowanej możliwości kontroli procesu oraz zapewnieniu jego znacznie lepszej powtarzalności. rys. 1. stanowisko zrobotyzowanego spawania przyczep samochodowych (taret spółka z o.o.) fig. 1. robotized workstation for welding of car trailers (taret spółka z o.o) metodyka działania operatora   zrobotyzowanego procesu spawania mag zaawansowane systemy obsługi zrobotyzowanych stanowisk, umożliwiające symulacje na modelach, programowanie off–line, szybkie kalibrowanie punktów tcp i wiele innych udogodnień w ostatnich latach zostały prężnie rozpowszechnione w europie, a ich rozwój jest wyjątkowo prężny. jednakże, nie należy zapominać, że roboty w spawalnictwie są obecne dopiero od kilku dekad i to właśnie te pierwsze generacje stanowią znaczną część funkcjonujących obecnie w przemyśle stanowisk produkcyjnych. z tego też względu to właśnie praca operacyjna na takim stanowisku posłuży jako przykład metodyki działania operatora. pracując na starszego typu sprzęcie (np. motoman xrc, mrc, abb irb 1400 itp. bez korzystania z programów do symulacji), metodykę pracy należy podzielić na dwa etapy: – opracowanie szeroko rozumianej technologii spawania danych elementów w celu wystawienia pierwszej poprawnej dokumentacji pwps, ale przede wszystkim celem przełożenia wcześniejszych założeń ekonomiki – i opłacalności projektu na warunki rzeczywiste, – optymalizacja procesu i nadzór nad parametrami maszyny o sześciu stopniach swobody. w trakcie ustalania parametrów pwps dla konkretnych złączy spawanych metodą mag, należy prowadzić pracę w sposób zależny bezpośrednio od charakteru elementu spawanego, zamieszczając w procedurze spawania informacje ważne z punktu widzenia produkcji seryjnej i automatyzacji. zasadniczo są dwa przypadki, które należy wziąć pod uwagę tj. czy większą trudnością będzie (1) uzyskanie zgodnych charakterystyk wymiarowych spawanego elementu czy (2) technologicznej poprawności złączy. (1) w przypadku, gdy większą trudność w uzyskaniu wyrobu zgodnego stanowić będzie utrzymanie wymagań wymiarowych, a spawane materiały będą łatwo spawalne, a złącza dostępne i proste, należy w trakcie opracowywania procedury skupić się przede wszystkim na ilości i miejscu wprowadzanego ciepła, etapowaniu spoin, etapowaniu złączy, zwiększaniu bądź zmniejszaniu w ramach dozwolonego zakresu zawartego w dokumentacji wpqr (ang. welding procedure qualification record) ilości wprowadzanego ciepła (energii liniowej) w danym fragmencie na długości złącza, nakładaniu napoin/spoin kontrujących odkształcenia itp. w razie poważnych problemów z odkształceniami, gdy energia liniowa spawania nie może być niższa i odkształcenia są nieuniknione, można zastosować zmiany w kształcie komponentów wchodzących do procesu lub pozycji ich bazowania przed spawaniem, tak aby po spawaniu zapewnić tolerancje wymiarowe poprzez statystyczne wyliczenie wymaganej odchyłki. (2) z kolei w sytuacji, kiedy większą trudność stanowić będzie uzyskanie poprawności technologicznej złącza, czyli takiej, gdzie wszystkie wymagane badania niszczące i nieniszczące pozwolą zatwierdzić wpqr, należy się skoncentrować na innych zmiennych wchodzących do procesu. jest to sytuacja, w której trudności procesowe wynikać mogą ze składu chemicznego spawanego materiału lub precyzji wcześniej przygotowywanych elementów do spawania (np. poszarpana krawędź przy złączach kątowych, zmiany na obrysie elementów spawanych doczołowo). znaczna część tego typu problemów może być wyeliminowana już na etapie oceny ryzyka i skutków przy użyciu analizy dfmea (ang. design failure mode and effects analysis). przy opracowywaniu dokumentacji wps w pierwszym przypadku należy przede wszystkim wziąć pod uwagę zakres, w jakim złącze będzie poprawnie wykonane, a jednocześnie umożliwi wprowadzać zmiany w ramach obowiązujących tolerancji w celu uzyskania oczekiwanej poprawności wymiarowej. chodzi w szczególności o zwrócenie uwagi i stworzenie zapisu informacji dotyczącej kąta prowadzenia palnika i dokładnej pozycji jego przejazdu, a także zmiennych prędkości przejazdu. pozwoli to w przypadku wystąpienia ew. zakłóceń w procesie na dokładnie odtworzenie lub poprawę wybranych wielkości, a także takie „ustawienie procesu”, aby kontrolować wybrane charakterystyki spoiny i poprzez to nie wpływać na zgodność wymiarową spawanego elementu. dla przykładu, aby zapewnić montowalność wspornika mocującego kanapę pasażerską do stelaża w kabinie samochodu typu van, produkowanego dla jednego z czołowych producentów siedzeń samochodowych, należało połączyć elementy tłoczone ze stali s420 o grubości 2,5 mm i zmieścić pierwotnie założoną spoinę pachwinową a2, gdzie dla jednego z wymiarów „z” ilość przewidzianego miejsca nie przekraczała 1,8 mm. w celu uzyskania zamierzonego złącza należało nadać mu asymetryczne rozłożenie poprzez prowadzenie palnika zmodyfikowane o wymagane przesunięcie spoiny oraz zmniejszyć wysokość właściwą spoiny do 1,3 mm – 1,7 mm. aby operatorustawiacz wiedział jak to osiągnąć, należało załączyć w dokumentacji wps informację o przesunięciu końca elektrody od grani spoiny o zadaną wielkość oraz ustawieniu kąta palnika tak, aby wtopienie w grani było osiągnięte oraz wymiar „z” nieprzekroczony. opisane studium przypadku zostało przedstawiony na rysunku 2. gdy problemem nie są wymiary, elementy spawane są wielkogabarytowe i grubościenne, a występują problemy natury technologicznej (wynikające z wymagań mechanicznych 32 przegląd  spawalnictwa vol. 89 1/2017 czy wizualnych, np. brak udarności, przyklejenia itp.) należy wówczas tak dobierać parametry, aby na przewidywane z tolerancji zmienne charakterystyki wymiarowe wchodzących do procesu komponentów, proces technologiczny był „odporny” i umożliwiał ich poprawne łączenie. dla przykładu, gdy krawędzie elementów wchodzących do spawania złączy kątowych pozostawiają szczeliny o różnych odstępach, należy tak programować układanie ściegu spoiny, aby był on dostatecznie uniwersalnie ulokowany, wielkość jeziorka kompensowała te różnice itp. przy dużych szczelinach między elementami cienkościennymi dla połączeń ze spoinami pachwinowymi konieczne są przesunięcia końca elektrody na blachę poziomą w celu uniknięcia przepaleń lub w przypadku blach grubych, w środek powstałej szczeliny, aby zapobiec powstaniu przyklejeń w grani. meritum poruszanej problematyki jest fakt, iż w wielu przypadkach do utworzenia lub odtworzenia poprawnego połączenia potrzebne są informacje, które nierzadko nie są zawierane w dokumentacji wps przekazywanej na produkcję seryjną, a operator procesu nie mając kompletnej informacji bazuje na obserwacji procesu w czasie rzeczywistym procesu spawania i dedukuje na nowo sprawdzone przy pwps rozwiązania. dlatego, kompletność informacji jest tak istotna z punktu widzenia zarówno jakości, ekonomiki, jak i powodzenia samego zautomatyzowanego procesu spawania. rys. 2. przesunięcie końca elektrody od grani spoiny o zadaną wielkość oraz ustawienie kąta palnika tak, aby zarówno wtopienie w grani było osiągnięte i wymiar „z” nieprzekroczony fig. 2. shift of the end of the electrode from the weld root and setting of the angle for a better penetration and achieving an appropriate dimension of the joint kontrola i nadzór nad parametrami   zrobotyzowanego spawania kolejny etap, tj. kontrola i nadzór nad parametrami procesu spawania nie jest wyłącznie skierowany na utrzymanie poprawności przebiegu procesu. polega on na metodycznym korygowaniu i polepszaniu wyników spawania. nierzadko założenia teoretyczne są takie, że technologia, która opuszcza dział b&r jest doskonała, pozwalająca uzyskać optymalne wyniki zarówno ekonomiczne, jak i jakościowe. rzeczywistość jednak jest taka, że czasu na drobne zmiany jest zbyt mało lub wcale. dlatego też to właśnie w drugim etapie metodyki działania na zrobotyzowanym stanowisku spawania, prowadzone są korekty parametrów w celu osiągnięcia mniejszej ilości rozprysków, aby operator zrobotyzowanego procesu nie musiał poświęcać zbyt dużo czasu na oczyszczanie detali, uzyskanie gładszego lica spoiny czy mniejszego odkształcenia kątowego, aby wskaźniki statystycznej kontroli procesu spc (ang. statistical proces control) dla konkretnych wielkości służących do opisu złącza były bliżej nominalnej wartości, a rozrzut na wykresie jak najmniejszy. wszystko w ramach obowiązującej technologii lub celem wystawienia nowej – lepszej. stąd szybka obserwacja: wszystkie te działania są przede wszystkim nastawione na zysk. jak wygląda to w praktyce, najlepiej pokazują przykłady spawania różnych wsporników i łączników konstrukcji w przemyśle samochodowym, w zakładzie produkcyjnym poziomu tier1 lub tier2. łączenie prostej konstrukcji z tłoczonych elementów, stali s420 mc, grubości ścianek 2 mm, złącze zakładkowe, spoina układana po okręgu o promieniu 25 mm. w tym miejscu jest już wiadomo, że robot może mieć problem ze zmieszczeniem palnika wśród wszystkich docisków i elementów bazujących detal. kąty pochylenia palnika będą tutaj odgrywały największe znaczenie w związku z wymaganą wysokością nadlewu lica. operator w takim przypadku musi tak ustawiać parametry spawania, aby z jednej strony zminimalizować ilość rozprysków, a z drugiej uzyskać pewne wtopienie w obie ścianki i jednocześnie nie przesadzić. ponadto, operator musi zwrócić uwagę, aby zbyt duży prąd nie powodował przepalenia ścianek detalu. stosując konwencjonalne źródło mocy, parametry spawania ustala się w kierunku natryskowego przenoszenia kropli ciekłego metalu, czyli ustawia się wysokie napięcie i prąd, w celu eliminacji rozprysków i zbyt wypukłego lica spoiny. następnie parametry równoważone są prędkością przejazdu, aby materiał nie zdążył się nagrzać na tyle, by po drugiej stronie zaczęły wychodzić przepalenia, ani aby podłoże nie „nabrało” zbyt dużej adhezji względem rozprysków. kolejną kwestią jest wkładanie drutu w odpowiednie miejsce jeziorka spawalniczego w ten sposób, aby zimna kropla skutecznie studziła jeziorko, tam gdzie należy zwolnić, a tam gdzie należy przyspieszyć zapewnienie wymaganego głębokiego wtopienia materiału podstawowego poprzez prowadzenie łuku na początku jeziorka. dużą rolę w tym przypadku odgrywa kąt palnika i kierunek jego przesuwu. na potrzeby spawania tego detalu, względnie cienkościennego, najlepszym rozwiązaniem jest pchanie drutu przed palnikiem. kąty wymuszane są przede wszystkim dostępem do złącza, a więc są ograniczone i muszą być traktowane wtórnie, nie mniej niż 45º. operator widząc na bieżąco efekty swojej pracy, jest w stanie regulować napię cie i posuw drutu, dążąc do szybkiego uzyskania parametrów spawania o zadowalającym efekcie i ograniczając ilość jobów w programie robota do minimum. innym przykładem działania operatora przy optymalizowaniu parametrów spawania jest spawanie wspornika do samochodu ciężarowego, grubszej konstrukcji, ceownik o wymiarach głównych 250 mm x 250 mm spawany do płaskownika o wymiarach 300 mm x 250 mm, tym razem materiał jeszcze „wdzięczniejszy” do spawania, bo ze stali s355 jr o grubości kolejno 8 mm i 10 mm. spawanie takiego elementu wydawałoby się wręcz idealne w swej prostocie, lecz gdy pod uwagę weźmie się wymagania odnośnie zabezpieczenia otworów montażowych w spawanych elementach i przez to utrudniony dostęp do całości złącza, a także wymóg spawania po całej wewnętrznej długości ścianki ceownika, przy zachowaniu bardzo restrykcyjnych obostrzeń dotyczących wymiaru „z” spoiny pachwinowej, zadanie to okazuje się znacząco utrudnione. dodatkowo, zawsze należy doliczyć odchyłkę od nominalnie zadanej ścieżki przejazdu palnika z każdym kolejnym spawanym elementem. rozwiązanie jest takie, że narzędzie, w którym pozycjonowany jest detal, umożliwia przejazd w pozycji pa po dłuższej ściance detalu, a dwie krótsze spawać można już tylko w pozycji pb. wymaga to płynnego przejścia zarówno pozycji palnika spawającego, lawirującego między dociskami i osłonami na spawanym elemencie, jak również płynnego obrotu pozycjonera o trzech osiach swobody. spawając w pozycji pb, prąd spawania jest w zakresie 250 a – 300 a i jest zadany w jednym jobie prądowym, więc 33przegląd  spawalnictwa vol. 89 1/2017 to prędkości przejazdu są tutaj kluczową kwestią wpływającą na poszczególnych milimetrach spoiny o jej kształcie. operator widząc efekty bezzwarciowego przejścia kropli w łuku, musi postarać się przede wszystkim, aby w trakcie przejścia z jednej pozycji spawania do drugiej, robot nie powodował powstania podtopień. należy w takim przypadku zapewnić przejście ze spawania płynnie pchanym drutem do spawania drutem ciągnionym, zmieniając pozycje początkowo w pb, a następnie na krótki czas w pa. to działanie pozwala palnikowi „uciec” z nadwyżką materiału w rogu ceownika i nie zwiększyć wypukłości lica. działając w zakresie dozwolonych odchyłek od ustalonej energii liniowej spawania w określonej technologii, ustawiane złącze można wykonać na wiele sposobów, szczególnie gdy ma się do dyspozycji bardziej zaawansowane źródła prądowe, wyposażone w moduł pozwalający spawać z użyciem niskoenergetycznego procesu spawania. szereg dodatkowych ustawień takich jak długość łuku czy dynamika przenoszenia kropli jest dostępnych w tracie kontrolowania procesu. dzięki tym dodatkowym ustawieniom spawacz może dowolnie wręcz formować kształt ściegu, znacząco kompensując ograniczenia omówione powyżej. za przykład można podać spawanie wspornika, w uproszczeniu dwuteownika, o grubości ścianki 1,5 mm, o bardzo restrykcyjnych wymaganiach rysunkowych i tolerancjach ogólnych rzędu +/0,1 mm. problem stanowią tutaj krawędzie, które cięte na prasie są poszarpane i nierówne, prowadząc do powstania dużych odstępów w grani spoiny pachwinowej. drugim znaczącym utrudnieniem do wykonania żądanego złącza jest znacznie ograniczona przestrzeń na nadlew lica i konstrukcyjnie wymuszona asymetria złącza. spoina w klasie jakości b, zgodnie z pn–en iso 5817, może być w takich warunkach uzyskana wyłącznie dzięki korekcji głębokości wtopienia, wielkości kropli i szerokości strumienia, w jakim jest przenoszona. materiał dodatkowy musi być przenoszony bardzo szeroko, jednocześnie drut musi trafiać na początek jeziorka. w tym przypadku największym wyzwaniem jest uzyskanie wtopienia, zważywszy na niekorzystną asymetrię spowodowaną brakiem miejsca na pełnowymiarową długość wymiaru „z” spoiny i wspomniany odstęp w grani. mimo iż nowoczesne źródła prądowe znacznie częściej czerpią korzyści z pionowego prowadzenia palnika, w tym przypadku należy palnik pochylić około 20º w przeciwnym kierunku do przejazdu, drut skierować 2 mm poniżej środka złącza i oczywiście należy uruchomić spawanie pulsacyjne. użycie konwencjonalnego źródła prądowego nie pozwoliło na spełnienie wszystkich wymagań klienta i dopiero inwestycja w nowe technologie pozwoliła w warunkach produkcyjnych ustabilizować proces. wpływ własności żużla na technikę   spawania drutem proszkowym w pracy [5] omówiono zagadnienia związane z żużlami drutu proszkowego i elektrod otulonych. spawanie drutem proszkowym nie wymaga spawarki impulsowej przy spawaniu stali austenitycznych, a parametry spawania są takie same jak przy spawaniu stali czarnej. podstawowym błędem przy wprowadzaniu spawania drutem proszkowym jest bezmyślne przenoszenie doświadczeń ze spawania elektrodą otuloną. jak pokazuje rysunek 3, skojarzenia powinny być odwrotne, to znaczy drut proszkowy rutylowy w miejsce elektrody zasadowej. żużel „długi” daje dużą dowolność w wykonywaniu ruchów podczas wypełnienia i pozwala kształtować grubość układanej warstwy od 1 mm do 5 mm (kombinacja ruchów łukowych do góry z ruchami zygzakowatymi i łukowymi do dołu) [1]. o typie ruchów zakosowych decyduje też efekt zaciskania łuku elektrody zasadowej i efekt zaciskania łuku drutu proszkowego rutylowego [1]. jeżeli rdzeń elektrody topi się szybciej niż otulina, to łuk elektryczny jest zawężany przez „dyszę otuliny”. jeżeli wypełnienie rutylowe drutu proszkowego zgazowuje szybciej od topienia rurki metalowej, to łuk jest zaciskany i mocniej odsuwa żużel. w efekcie przy spawaniu warstwy przetopowej na ogniotrwałej podkładce ceramicznej wykonuje się ruchy takie jak przy spawaniu elektrodą zasadową. należy też pamiętać, że skład chemiczny i fazowy żużla drutu proszkowego znacznie różni się od składu żużla elektrody zasadowej, co przedstawiono w pracach [6-8]. wpływa to jednocześnie na temperaturę mięknięcia żużla (tj. momentu pojawiania się pierwszej ilości fazy ciekłej) i zakres temperatur od tego punktu do całkowitego stopienia. badania te pozwoliły ustalić zakres temperaturowy topnienia/krzepnięcia żużli, otrzymanych po spawaniu różnymi typami elektrod. w pracy [6] wykazano, iż żużle elektrod rutylowych wykazują znacznie większą różnicę temperatur pomiędzy początkiem mięknięcia a całkowitym stopieniem niż żużle elektrod zasadowych. z kolei, żużel drutu proszkowego wykazuje najwyższą temperaturą mięknięcia i topienia oraz niski zakres temperatur pomiędzy nimi, co powoduje, że szybciej krzepnie (tzw. żużel „krótki”). dzięki temu spawanie w trudnych pozycjach takich jak pułapowa i pionowa jest znacznie łatwiejsze z użyciem drutu proszkowego. przy wdrażaniu technologii spawania drutem proszkowym należy pamiętać, aby wolny wylot elektrody był 2x dłuższy od tego, który stosujemy przy spawaniu drutem litym. zapewnia to przetopienie proszku ciepłem oporowym i otrzymanie spoiny wolnej od żużli. z tego względu metoda spawania drutem proszkowym jest idealna do wykonywania złącz teowych na 1/2 v. ze względu na duży wolny wylot elektrody napięcie przy drucie o średnicy 1,2 mm powinno wynosić 23 v÷24 v, a prąd powinien być w zakresie 180 a÷250 a. przy większym prądzie w spoinie powstaną pory. rys. 3. wpływ własności żużla na technikę spawania [2] fig. 3. influence of the slag properties on the welding technique [2] podstawy fizyczne szkolenia   operatorów robotów na rysunku 4 przedstawiono polski plakat wykorzystywany w arizona western college ernest lopez welding institute do nauki programowania robotów [9]. przykłady wyjaśnienia istotnych zagadnień procesów fizycznych podczas spawania przedstawione w sposób wizualny są dobrym narzędziem do nauki dla programistów (dobór trajektorii ruchu), a także operatorów robotów spawalniczych (korekta w czasie rzeczywistym prądu napięcia i szybkości spawania). 34 przegląd  spawalnictwa vol. 89 1/2017   a )   b) rys.  4.  fotografia a) członków amerykańskiego stowarzyszenia spawalniczego (american welding society) usa, arizona western college institute of welding technology, z polskimi plakatami do nauki operatorów robotów spawalniczych (welding journal 2/2016 [9]); b) plakat do nauki operatorów robotów spawalniczych opracowany przez instytut łączenia metali w krakowie fig. 4. photography a) of members of the american welding society usa, arizona western college institute of welding technology, with polish posters (welding journal 2/2016 [9]); b) polish posters developed as a visual aid for welding and training of robotic welding operators, by institute for joining of metals in cracow w przeglądzie spawalnictwa nr 1/2016 [1] przy okazji omawiania inteligentnej maski spawalniczej omówiliśmy kilka przykładów z plakatu przedstawionego na rysunku 4 [9]. przykłady (11) i (12) na rysunku 4b wyjaśniają podstawową różnicę w spawaniu drutem proszkowym i drutem litym. ponieważ drut proszkowy zapewnia uzyskanie szerokiego łuku i dużego jeziorka spawalniczego w porównaniu z drutem litym (6 napięcie drutu proszkowego 23 v a drutu litego 18 v), to aby nagrzać podłoże do temperatury zwilżalności, nie trzeba przytrzymywać elektrody po bokach i należy wykonywać 3x szybsze ruchy poprzeczne niż w przypadku spawania drutem litym. przykład (14) pokazuje, że drutem litym aluminium spawamy metodą w lewo (tzn. metodą pchania), natomiast drutem proszkowym stal nierdzewną należy spawać metodą w prawo (tzn. metodą ciągnięcia). w przypadku spawania rur prostymi ściegami, ponieważ rurka topi się szybciej niż drut lity, prędkość spawania musi być znacznie większa. przykłady (4) i (5) demonstrują, iż zwiększając prędkość spawania, przesuwamy proporcję pomiędzy energią topienia a energią grzania jeziorka w kierunku zwiększenia głębokości wtopienia i obniżenia temperatury jeziorka ciepłem topienia. dlatego, jak wynika z przykładu (7), po zwiększeniu prędkości spawania, należy zwiększyć także napięcie. przykłady (2) i (3) tłumaczą, iż obniżając napięcie, zwiększa się głębokość wtopienia i obniża się temperatura jeziorka spawalniczego. jak wynika z pracy [3], aby nie doprowadzić do zmiany głębokości wtopienia przy zwiększaniu prędkości spawania, należy nie zmieniać proporcji pomiędzy prędkością podawania drutu a prędkością spawania. dodatkowo, szybsze topienie rurki i szybsze topienie proszku, wynikające z dwukrotnie dłuższego wolnego wylotu elektrody, obniża temperaturę jeziorka na tyle, że spoina ze stali austenitycznej jest „biała”, a nie „czarna” (co byłoby efektem przegrzania spoiny austenitycznej). większy prąd spawania podczas spawania w pozycji pionowej i sufitowej drutem proszkowym i większa szybkość topienia rurki wymagają również większej prędkości spawania. wnioski – starsze generacje robotów nie posiadają zaawansowanych technologicznie narzędzi, jednakże nadal produkują i „zarabiają”, a jedyne czego potrzebują to dobrze wykwalifikowany personel, który w osobie operatora będzie prowadził proces oraz technologię spawania. – w zakładach produkcyjnych, które funkcjonują od wielu lat w oparciu o automatyzację procesów spawania lub w nowo powstających przedsiębiorstwach, których nie stać na zakup nowoczesnych drogich stanowisk automatycznych i do produkcji używane są roboty przemysłowe, zatrudnienie operatora jest opłacalne. – wyposażenie operatora zrobotyzowanego stanowiska spawalniczego w komputerowe wzbogacone przetwarzanie obrazu z kamery umożliwia zastosowanie omówionej w niniejszym artykule fizyki spawania. – wykorzystanie fizyki spawania łukowego jest niezbędne do automatycznego doboru przez robota techniki spawania. autorzy dziękują pracownikom firmy spaw–projekt kraków za cenne uwagi dotyczące praktycznych aspektów związanych z nowymi technologiami w spawalnictwie . literatura [1] r. tadeusiewicz, i. jastrzębska, r. jastrzębski: możliwości stworzenia maski spawalniczej z komputerowym przetwarzaniem obrazu zamiast filtrów spawalniczych, przegląd spawalnictwa,1/2016, 1÷6. [2] r. jastrzębski, j. mikuła, m. skarpetowski, j. żurek: porównanie techniki spawania elektrodami otulonymiz drutami proszkowymi rutylowymi i zasadowymi, przegląd spawalnictwa, 5/2011, 45÷47. [3] m. yang, z. yang, b. cong, b. qi: a study on the surface depression of the molten pool with pulsed welding, welding journal, 8/2014, 312-319. [4] r. jastrzębski, g. padula, m.cenin, b.yalikilicli, p. brindel, „możliwości zastosowania techniki kosmicznej w szkoleniu spawaczy”, dozór techniczny, 1/2016, 26÷31. [5] r. jastrzębski, robotyka i mechatronika spawania stopów aluminium, projektowanie i konstrukcje inżynierskie,1/2 (40/41), 2011, 14÷23. [6] [6] i. jastrzębska, j. szczerba, p. stoch, r. prorok, e. śnieżek, wpływ rodzaju masy otulinowej na właściwości fizykochemiczne żużla oraz technikę spawania, biuletyn instytutu spawalnictwa, 1/2015, 46-52. [7] i. jastrzębska, j. szczerba, paweł stoch, r. prorok, e. śnieżek, surowce do produkcji elektrod i drutów proszkowych oraz ich wpływ na właściwości żużla i technikę spawania, 56. konferencja spawalnicza spawalnictwo – zawsze można więcej, 14-16.10.2014, sosnowiec. http://www.konferencja. is.gliwice.pl/galeria/56_ks/postery/3.pdf [8] i. jastrzębska, j. szczerba, paweł stoch, r. prorok, e. śnieżek, review of the raw materials for the production of electrodes and flux-cored wires in terms of their influence on the slag properties and welding technique, 20as jornadas técnicas de soldadura y tecnologías de unión, 01-03.10.2014, madryt, hiszpania. http://www.cesol.es/nuevaweb/20jornadas/images/2%20circular.pdf [9] welding journal, section news, 2/3, 2016, 83÷84. http://www.nxtbook.com/ nxtbooks/aws/wj_201602/#/86 201308_pspaw_21ds.pdf 65przegląd spawalnictwa 8/2013 adania zwil alno ci cera iki etalizowanej etoda i natrysku cieplnego the investigation of wetting of ceramic substrate  metallized by thermal spraying r ha . in . ariusz olański, prof pw, dr ha . in . to asz h ielewski, gr in . rzegorz ontarz – politechnika warszawska. stract to eliminate the need of active brazing of ceramic-tometal joints the surface of ceramic is coated with a thin metallic layer that allows to braze ceramic to metals using conventional inactive filler metals in gas atmospheres. one of alternative and potential method of ceramic metallization seems to be thermal spraying which allows fast deposition of metal coatings with desired thickness. this work presents current research results of wetting of ceramic surface which has been metallized using thermal spray process. treszczenie w celu wyeliminowania konieczności stosowania lutowania aktywnego złączy ceramika-metal na powierzchni ceramiki konstrukcyjnej wytwarza się cienką powłokę metaliczną umożliwiającą lutowanie z metalami z wykorzystaniem lutów nieaktywnych w osłonie gazów. jedną z alternatywnych i skutecznych metod metalizacji ceramiki wydaje się być metoda natryskiwania cieplnego umożliwiająca w sposób szybki osadzenie powłoki metalicznej o założonej grubości. w pracy zaprezentowano wyniki dotychczasowych badań nad zwilżalnością powierzchni ceramiki konstrukcyjnej al2o3 po procesie jej metalizacji metodą natrysku termicznego. wstęp metody natryskiwania termicznego należą do jednych z najbardziej uniwersalnych technik nanoszenia materiałów powłokowych na materiał podłoża. umożliwiają one wytwarzanie zarówno warstw metalicznych, ceramicznych jak i kompozytowych, tak na podłożach metalicznych jak i ceramicznych. w zależności od rodzaju zastosowanego materiału powłokowego otrzymana w procesie natrysku cieplnego powłoka może być wykorzystana m.in. jako warstwa wierzchnia odporna na korozję, ścieranie, warstwa przewodząca, bariera cieplna [1]. zastosowanie procesów cieplnego nanoszenia powłok wskazuje, że możliwe jest wykorzystanie techniki natrysku do wytwarzania powłok stanowiących pewnego rodzaju warstwę pośrednią do spajania materiałów różnoimiennych, a w szczególności ceramiki konstrukcyjnej z metalami [2, 3]. jak wykazały badania przedstawiono w [4, 5], możliwe jest otrzymywanie powłok tytanowych na podłożu ceramiki al2o3 w procesie natrysku detonacyjnego, które ulegają zwilżeniu lutem nieaktywnym srebrno-miedzianym. dzięki temu proces natrysku cieplnego umożliwia metalizację ceramiki, która może być następnie spajana z metalami z wykorzystaniem konwencjonalnych lutów. proces taki stanowić może alternatywę dla innych, dotychczas stosowanych metod spajania ceramiki z metalami jak lutowanie aktywne, zgrzewanie dyfuzyjne czy dość złożony proces spajania z wykorzystaniem metalizacji proszkowej w oparciu o pasty mo-mn [6]. w pracy podjęto próbę określenia możliwości zwilżania lutem eutektycznym srebrno-miedzianym powierzchni ceramiki al2o3 metalizowanej metodą natryskiwania cieplnego hvof przy użyciu różnych proszków metalicznych. dariusz golański tomasz chmielewski grzegorz gontarz 66 przegląd spawalnictwa 8/2013 metodyka adań w badaniach zastosowano metodę natrysku naddźwiękowego hvof do wytworzenia powłok metalizacyjnych na podłożu ceramiki korundowej al2o3 (99,7%). jako materiał powłokowy użyto czterech materiałów: tytanu, miedzi, niklu i molibdenu w postaci proszków metali. otrzymane powłoki jak i proszki poddano badaniom dyfrakcji rentgenowskiej w celu oceny składu fazowego nanoszonego proszku i powstałej powłoki. z otrzymanych próbek powłok metalicznych na podłożu ceramicznym przygotowano próbki do badań zwilżalności. badania zwilżalności polegały na wprowadzeniu próbek z umieszczonym na powierzchni powłoki lutem nieaktywnym agcu28 do komory urządzenia z kontrolowaną atmosferą (argon, próżnia) oraz podgrzaniu całości do temperatury topnienia lutu i rejestracji zachowania się lutu na badanym podłożu metalicznym, co umożliwiło określenie stopnia zwilżenia metalicznego podłoża ciekłym lutem. natryskiwanie cieplne na przygotowane podłoże ceramiczne w postaci płytek al2o3 o wymiarach 20x30x0,6 mm natryskiwano cieplnie powłoki metaliczne z tytanu, miedzi, molibdenu oraz niklu. proces natryskiwania przeprowadzono metodą hvof (w firmie resurs) przy użyciu systemu hv-50 firmy flame spray technologies oraz palnika hvof jp-5000. jako gaz palny zastosowano mieszaninę tlenu i nafty lotniczej (kerozyna). przeprowadzono dwie serie natryskiwania, w każdej wykonano po pięć próbek dla każdego materiału powłokowego. w wyniku natryskiwania otrzymano powłoki o grubości 0,05÷0,15 mm w zależności od materiału natryskanego. na rysunku 1 przedstawiono fotografie powierzchni ceramiki z naniesionymi powłokami metalicznymi. otrzymane powłoki są równomierne o wyraźnie widocznej ys. 1. próbki podłoża ceramicznego z natryskanymi powłokami z: a) miedzi, b) molibdenu, c) niklu, d) tytanu ig. 1. ceramic substrate samples with thermally sprayed coating: a) copper, b) molybdenum, c) nickel, d) titanium ys. 2. mikrostruktura połączenia natryskanej powłoki na podłoże al2o3: a) powłoka miedziana, b) powłoka niklowa, x100 ig. 2. the microstructure of thermally sprayed coatings on al2o3 substrate: a) copper coating, b) nickel coating, x100 a c d chropowatości powierzchni. powłoki dobrze przylegają do podłoża, nie odnotowano ich odwarstwiania się od podłoża ceramicznego. na rysunku 2 pokazano przykładowe przekroje poprzeczne powłoki miedzianej i niklowej natryskanej na podłoże al2o3 o grubości nie przekraczającej 100 μm. ze względu na dużą różnicę twardości powłoki i podłoża oraz niewielką grubość powłok przygotowanie zgładów metalograficznych odpowiedniej jakości nastręcza szereg problemów technicznych. wyniki adań adania strukturalne przeprowadzono badania składu fazowego natryskiwanych proszków oraz powierzchni powłoki metodą dyfrakcji rentgenowskiej. dyfraktogramy proszków (rys. 3) wskazują, że natryskiwane metale są czyste, jedynie w przypadku proszku miedzi zanotowano nieznaczne ilości tlenku miedzi. po procesie natryskiwania wykonano analizę składu fazowego powstałych powłok. na rysunku 4 przedstawiono dyfraktogramy powierzchni otrzymanych powłok. analiza wykazała, że praktycznie wszystkie powłoki uległy częściowemu utlenieniu podczas natryskiwania. najwyższy stopień utlenienia (ilość tlenków) zanotowano w przypadku powłok tytanowych (do 50% tio3, poniżej 20% tio2) oraz powłok molibdenowych (ok. 10% moo2). powłoki miedziane i niklowe zawierały poniżej 10% tlenków odpowiednio cuo2 oraz nio. adania zwil alno ci badania zwilżalności przeprowadzono na dwóch niezależnych stanowiskach badawczych, różniących się konstrukcją oraz zastosowaną atmosferą w postaci argonu oraz próżni. dzięki temu możliwe było porównanie wpływu atmosfery na proces zwilżania podłoża lutem agcu28. pierwsze stanowisko pomiarowe stanowił mikroskop wysokotemperaturowy firmy carl zeiss typ mho2 (temperatura nagrzewania do 1600°c). do pomiaru temperatury zastosowano termoparę ptpt10rh umieszczoną w pewnej odległości od badanej próbki co wymagało korekty jej wskazań w stosunku do temperatury topnienia lutu. jak wykazały badania wstępne (dla lutu eutektycznego agcu28 temperatura topnienia ttopn=780°c) lut zaczyna topić się w temperaturze wskazywanej 67przegląd spawalnictwa 8/2013 ys. 3. dyfraktogramy proszków zastosowanych do natryskiwania cieplnego na podłoże al2o3; proszki: a) miedziany, b) molibdenowy, c) niklowy, d) tytanowy ig. 3. diffraction patterns of metallic powders used for thermal spraying onto al2o3 substrate: a) copper, b) molybdenum, c) nickel, d) titanium ys. 4. dyfraktogramy powierzchni natryskanych powłok metalowych na podłoże al2o3; powłoki: a) miedziana, b) molibdenowa, c) niklowa, d) tytanowa ig. 4. diffraction patterns of thermally sprayed metal coatings onto al2o3 ceramic substrate: a) copper, b) molybdenum, c) nickel, d) titanium a c d a c d 68 przegląd spawalnictwa 8/2013 przez termoelement na ok. 680°c. umieszczona w rurze kwarcowej próbka obserwowana była za pomocą kamery cyfrowej z możliwością rejestracji obrazu za pomocą odpowiedniego obiektywu. w trakcie całego procesu nagrzewania i stygnięcia, komora z próbkami wypełniona była argonem o stałym przepływie 6 l/min. zarówno badane próbki ceramiczne z naniesioną metalową powłoką, jak i materiał lutu zostały bezpośrednio przed wprowadzeniem do komory wyczyszczone w myjce ultradźwiękowej. lut agcu28 (degussa) odcięty z pręta o średnicy 1 mm i masie ok. 0,02 g. umieszczony został na środku powłoki metalowej, a całość w odpowiednim miejscu w komorze mikroskopu (rys. 5). tak przygotowaną próbkę nagrzewano oporowo z prędkością ok. 5°c/min. drugie urządzenie do badania zwilżalności jest urządzeniem eksperymentalnym, skonstruowanym w zakładzie inżynierii spajania politechniki warszawskiej, umożliwiającym nagrzewanie badanych materiałów w komorze próżniowej do temperatury 1500°c oraz obserwację i rejestrację zwilżania za pomocą kamery cyfrowej. ze względu na większą objętość komory, do badań wymagane były próbki o większej powierzchni niż w pierwszym urządzeniu. zastosowano identyczny jak poprzednio lut (agcu28) w postaci drutu zwiniętego w spiralę o masie 0,3 g. podobnie jak w pierwszym urządzeniu termoelement umieszczony w komorze rejestrowała temperaturę w pewnej odległości od badanej próbki. w obu przypadkach różnica temperatury między temperaturą lutu a odczytywaną z termoelementu wynosiła ok. 100°c. ys. 5. lutu agcu28 umieszczony na podłożu powłoki metalowej w komorze grzewczej do badania zwilżalności: a) w argonie, b) w próżni ig. 5 . agcu28 filler metal positioned on the ceramic sample with metallized coating inside heating chamber used for wetting testing: a) in argon, b) in vacuum adania zwil alno ci w argonie prowadzono nagrzewanie próbek ceramicznych z natryskaną metodą hvof powłoką z miedzi, molibdenu, niklu oraz tytanu oraz umieszczonym na ich powierzchni lucie agcu28. w temperaturze nagrzewania ok. 780°c następowało topienie lutu. w zależności od rodzaju materiału powłoki lut przybierał kształt, na podstawie którego można ocenić zarówno jakościowo jak i ilościowo stopień zwilżania badanego podłoża. na rysunku 6 przestawiono zdjęcia z początkowej fazy topienia lutu dla czterech badanych powłok metalowych. a ys. . obrazy zdjęć próbek podczas próby zwilżania lutem agcu28 w argonie powierzchni ceramiki al2o3 pokrytej powłoką: a) miedzianą, b) molibdenową, c) niklową, d) tytanową ig. . the pictures of metalized al2o3 samples during wetting with agcu28 filler metal in argon: a) copper coating, b) molybdenum coating, c) nickel coating, d) titanium coating a c d widoczna jest bardzo dobra zwilżalność powłoki miedzianej przez lut (a), ograniczona zwilżalność (kąt zwilżania θ poniżej 90°) powłoki niklowej (c) i praktycznie brak zwilżalności powłok molibdenowej (b) oraz tytanowej (d). przedstawione obrazy kropli lutu wystąpiły praktycznie w momencie rozpoczęcia fazy topienia lutu. dalszy wzrost temperatury (nawet do 850÷880°c) w komorze nie spowodował istotnych zmian w obrazie roztopionej kropli lutu na badanych powłokach metalowych. adania zwil alno ci w pr ni badanie zwilżania prowadzono w podobny sposób jak poprzednio z tym, że próbki z lutem umieszczonym na powłokach metalowych nagrzewano w próżni o ciśnieniu 1,33•10-3 pa. na rysunku 7 przestawiono charakterystyczne zdjęcia z fazy topienia lutu dla czterech badanych powłok metalowych. podobnie jak podczas badań w atmosferze argonu również w próżni uzyskano zwilżenie lutem agcu28 jedynie dla podłoży miedzianych oraz niklowych oraz praktycznie brak zwilżenia dla powłok molibdenowych i tytanowych. o ile jednak zwilżalność powłoki niklowej w argonie można uznać niezadawalającą, to w próżni, jak wynika z rysunku 7c jest ona bardzo dobra i cała powłoka została pokryta przez roztopiony lut. podobnie zachowywał się lut na powłoce miedzianej rozpływając się na całej powierzchni próbki. powłoki tytanowe i molibdenowe nie uzyskały właściwych kątów dla zwilżania, czego efektem było powstanie kulki z ciekłego lutu co obrazują zdjęcia powierzchni próbek wyjętych z komory po próbie zwilżania. 69przegląd spawalnictwa 8/2013 ys. . zdjęcia próbek podczas i po próbie zwilżania w próżni lutem agcu28 powierzchni ceramiki al2o3 pokrytej powłoką: a) miedzianą, b) molibdenową, c) niklową, d) tytanową ig. . the pictures of metalized al2o3 samples during wetting with agcu28 filler metal in vacuum: a) copper coating, b) molybdenum coating, c) nickel coating, d) titanium coating a c d podsu owanie przeprowadzono próby oceny zwilżania powierzchni ceramiki konstrukcyjnej al2o3 pokrytej powłokami metalowymi (cu, ni, mo, ti) przez lut srebrno-miedziany agcu28. badania prowadzono na dwóch różnych urządzeniach w atmosferze argonu oraz w próżni. powłoki metaliczne nanoszono na ceramikę przy użyciu natrysku termicznego z użyciem palnika hvof. badania na dyfraktometrze rentgenowskim wykazały, że zastosowane do nanoszenia proszki metalu zawierały w większości czysty metal, natomiast otrzymane w wyniki natryskiwania powłoki metaliczne charakteryzowały się już pewnym utlenieniem dochodzącym nawet do 50% w przypadku tytanu (tio3). wyniki badań zwilżalności wykazały, że jedynie powłoka miedziana została bardzo dobrze zwilżona lutem agcu28 zarówno w atmosferze argonu jak i w próżni. powłoka niklowa została bardzo dobrze zwilżona lutem w próżni, ale już znacznie gorzej zwilżona w atmosferze argonu. na brak zwilżalności powłok tytanowych i molibdenowych z pewnością miało wpływ utlenienie ich powierzchni po procesie natryskiwania metodą hvof. zastosowanie innej metody natrysku umożliwiającej otrzymanie powłoki nieutlenionej (np. natryskiwanie tzw. na zimo) prawdopodobnie pozwoliłoby uzyskać lepsze wyniki zwilżania. literatura [1] pawłowski l.: the science and engineering of thermal spray coatings. john wiley & sons, ltd, 2008. [2] chmielewski t.: wykorzystanie energii kinetycznej tarcia i fali detonacyjnej do metalizacji ceramiki, prace naukowe seria mechanika z.242, oficyna wydawnicza politechniki warszawskiej, warszawa, 2012. [3] chmielewski t., golański d.: deposition of titanium coatings on the ceramic substrates by the d-gun spraying method. maszinoznawstwo, 1(139), pp. 44-47, 2009. [4] chmielewski t., golański d.: selected properties of ti coatings deposited on ceramic aln substrates by thermal spraying. welding international, ifirst article, pp.1-6, 2011. [5] chmielewski t., golański d.: wpływ tytanowej warstwy metalizacyjnej osadzonej detonacyjnie na ceramice na stan naprężeń powstających w lutowanych złączach al2o3–stal. przegląd spawalnictwa 10/2010, s. 56-60. [6] włosiński w.: the joining of advanced materials. oficyna wydawnicza politechniki warszawskiej, warszawa 1999. podziękowania autorzy dziękują firmie resurs i panu andrzejowi radziszewskiemu za udostępnienie stanowiska do natryskiwania metodą hvof. praca finansowana z projektu narodowego centrum nauki nr n n519 652840. ps 10 2015 www.pdf 13przegląd spawalnictwa vol. 87  10/2015 możliwość zastosowania napawania drutem rdzeniowym z wykorzystaniem prądu pulsującego the applicability of flux-cored wire cladding using pulsed current dr inż. marek gucwa, dr inż. robert bęczkowski – politechnika częstochowska. autor korespondencyjny/corresponding author: rbeczkowski@spaw.pcz.pl streszczenie w pracy przedstawiono wyniki badań nad napoinami wykonanymi prądem pulsującym. głównym celem pracy było określenie wielkości geometrycznych wykonanych napoin przy założonych wartościach napawania impulsowego. podczas prób napawania zmieniano częstotliwość impulsu, napięcie impulsu, czas impulsu i długość wolnego wylotu drutu. parametry procesu były tak dobierane by uzyskać jak najwyższe i najszersze napoiny przy zachowaniu dużej stabilności procesu napawania. jednym z głównych kryteriów określających przydatności napoiny do użycia jest stopień wymieszania materiału napoiny z materiałem podłoża. we wszystkich badanych napoinach procentowy udział metalu podłoża w napoinie wahał się między 20% a 30%. uzyskanie niższych wartości wymieszania prowadziło w tym przypadku do zmniejszenia stabilności procesu napawania i wpływało negatywnie na jakość otrzymywanych napoin. słowa kluczowe: napawanie, łuk impulsowy, stopień wymieszania abstract the paper presents results of research on cladding made with pulse current. the main objective of this study was to determine geometric size of the welds made with the assumed values of pulse welding. during the experiment surfacing pulse frequency, pulse voltage, pulse duration and length of the stick wire were varied. the process parameters were so diverse to achieve the highest and widest of the deposit while maintaining the high process stability surfacing. one of the main criteria for determining the suitability of the deposit to use is the dilution of the material of the deposit with the parent material. in all examined welds percentage of the base metal in the weld pad fluctuated between 20% and 30%. obtaining the lower dilution rate led to diminishing the stability of the deposition process and affected adversely the quality of the welds. keywords: cladding, pulsed arc, dilution rate wstęp rozwój nowych materiałów i technologii ukierunkowany jest na ciągłą poprawę właściwości wytrzymałościowych, tribologicznych, antykorozyjnych. nowe materiały i technologie dają wiele możliwości aplikacyjnych dla istniejących i powszechnie stosowanych technik spawalniczych. jednym z bardziej ekonomicznych sposobów poprawy właściwości powierzchni części maszyn i urządzeń są procesy napawania i natryskiwania. na powierzchni napawanego lub natryskiwanego materiału układana jest warstwa lub warstwy materiału o pożądanych właściwościach. w tym celu wykorzystuje się materiał dodatkowy w postaci np. drutu litego czy co raz bardziej popularnych drutów rdzeniowych oraz drutów rdzeniowych samoosłonowych. do napawania stosuje się różne techniki spawalnicze takie jak np. napawanie metodą mag, metodą tig, napawanie łukiem krytym czy też różne techniki natryskiwania cieplnego [1÷8]. różnice w tych technikach są znaczące, marek gucwa, robert bęczkowski a najważniejsze z nich to wydajność napawania, ilość wprowadzonego ciepła, stopień wymieszania materiału rodzimego z napoiną. czynniki te mają istotny wpływ na jakość uzyskiwanych napoin oraz na ekonomikę procesu napawania. równie ważny jest również rodzaj łuku spawalniczego jaki został wykorzystany przy procesie napawania [3÷10]. napawanie z wykorzystaniem prądu pulsującego jest często wykorzystywane, aby poprawić jakość wykonywanych napoin poprzez zmniejszenie ilości wprowadzonego ciepła, ograniczenie stopnia wymieszania napoiny z materiałem bazowym i poprzez stabilizację pracy łuku spawalniczego. napawanie impulsowe elektrodą topliwą w osłonie gazów bądź też nazywane napawaniem gma prądem pulsującym umożliwia zmniejszenie natężenia prądu krytycznego w stosunku do napawania stabilnym prądem stałym z biegunowością dodatnią. daje to mniejsze głębokości przetopienia podłoża i mniejszy udział metalu podłoża w napoinie, 14 przegląd spawalnictwa vol. 87 10/2015 jest też łatwiejsze w pozycjach przymusowych. za pomocą odpowiedniej regulacji parametrów impulsowania prądu jest możliwa dokładna regulacja przenoszenia metalu w łuku. na prąd bazowy lb jarzącego się w sposób ciągły łuku z biegunowością dodatnią są nakładane krótkotrwałe impulsy prądu li, pod wpływem których zwiększa się prędkość topienia końca elektrody oraz formowania i odrywania kropli metalu [11÷13]. badania własne jako materiał podstawowy do układania na nim napoin wybrano zwykłą stal konstrukcyjną s235jr o grubości 10 mm. do wykonania napoin posłużono się drutem rdzeniowy outershield® 71m-h firmy lincoln electric® o średnicy 1,2 mm. jest to rutylowy drut przeznaczony do spawania stali konstrukcyjnych we wszystkich pozycjach. skład chemiczny drutu rdzeniowego jest przedstawiony w tablicy i. c [%] mn [%] si [%] p [%] s [%] 0,05 1,3 0,4 0.015 0.010 tablica i. skład chemiczny drutu rdzeniowego outershield® 71m-h table i. chemical composition of cored wire outershield® 71m-h proces napawania jednowarstwowego łukiem impulsowym przeprowadzono na półautomacie spawalniczym typu cloos 353 quinto w osłonie ar/co2. badanie miało na celu uzyskanie jak najlepszej napoiny przy jednoczesnych zmianach ustawień różnych parametrów, takich jak: napoina ścieg v fi ui ti ib le is us ii ub 1 1 a 6,4 100 29 1,7 50 12 134 12,1 331 19,22 b 130 148 12,7 353 3 c 160 167 22,4 360 4 d 200 23,7 309 19,5 2 1 a 150 29 160 22,1 335 19,2 2 b 31 22,9 384 3 c 33 163 23,7 398 20,1 3 1 a 31 1,9 159 23,5 340 19,7 2 b 2,1 166 24 323 20,1 3 c 1,5 159 22,4 409 19,5 4 1 a 2 17 181 23,4 422 19,7 2 b 30 148 24,1 301 20,1 3 c 24 128 24,7 250 19,8 gdzie: v – prędkość podawania drutu w [m/min], fi – częstotliwość w [hz], ui – napięcie impulsu w [v], ti – czas trwania impulsu w [ms], ib – prąd bazy w [a], is – natężenie prądu spawania w [a], us – napięcie spawania w [v], ii – prąd impulsu w [a], ub – napięcie bazy w [v], le – długość wolnego wylotu elektrody [mm] tablica ii. parametry procesu napawania impulsowego table ii. parameters of pulsed arc cladding process fi – częstotliwość impulsu, ui – napięcie impulsu, ti – czas impulsu, le – długość wolnego wylotu elektrody. na każdej z przygotowanych do napawania płytek o wymiarach 155x55x10 mm wykonywano 3 do 4 napoin jednowarstwowych zmieniając parametry procesu, tak jak to pokazano w tablicy ii. w kolumnach o innym tle zaznaczono parametry, które były zmieniane w czasie badań. wyniki badań na rysunkach 1÷4 przedstawiono widok płyt z wykonanymi napoinami. na napoinach widoczne są rozpryski oraz na napoinie 4c widać liczne pory. ich obecność został wywołana przez niedostateczną osłonę gazową łuku spawalniczego przy zwiększonym wystającym odcinku drutu spawalniczego. dla napoin z płyt 1, 2, 3 wystający odcinek drutu wynosił 12 mm, podczas gdy dla płyty 4 zwiększono jego wystawanie odpowiednio do 17, 30 i 42 mm. rys. 1. widok płyty z napoinami układanymi ze zmieniającą się częstotliwością prądu napawania fig. 1. plate with claddings made with changing frequency welding current 15przegląd spawalnictwa vol. 87  10/2015 rys. 2. widok płyty z napoinami układanymi ze zmieniającym się napięciem impulsu fig. 2. plate with claddings made with changing pulse voltage rys. 3. widok płyty z napoinami układanymi ze zmieniającym się czasem impulsu prądu napawania fig. 3. plate with claddings made with the changing time of the current pulse weldin rys. 4. widok płyty z napoinami układanymi ze zmiennym wolnym odcinkiem drutu elektrodowego fig. 4. plate with claddings made with changes in the electrode stick out na rysunku 5 przedstawiono widok z badań makroskopowych badanych napoin. wszystkie próbki były trawione nitalem i następnie określono na przygotowanych w ten sposób powierzchniach podstawowe właściwości geometryczne uzyskanych napoin. wyniki pomiarów szerokość napoiny a, wysokościhn, głębokości wtopienia – hw, oraz stopnia wymieszania materiału rodzimego z napoiną – up, przedstawiono w tablicach iii÷vi. stopień wymieszania materiału rodzimego z napoiną (up) określono w oparciu o pomiar wielkości powierzchni nadlewu napoiny (fn) oraz powierzchni wtopienia (fw) [14]. rys. 2. makro wykonanych napoin fig. 2. the view of the obtained claddings napoina zmierzone wielkości geometryczne napoiny up [%] hn [mm] hw [mm] a [mm] 1 a 20,35 2,02 0,90 6,96 1 b 20,21 2,29 0,72 8,40 1 c 27,48 2,01 0,90 10,20 1 d 20,58 2,06 0,65 10,80 tablica iii. parametry geometryczne napoiny przy zmieniającej się częstotliwości prądu napawania table iii. the geometric parameters of the claddings made with changing frequency of welding current napoina zmierzone wielkości geometryczne napoiny up [%] hn [mm] hw [mm] a [mm] 2 a 26,54 2,06 0,81 8,36 2 b 21,82 2,34 0,64 9,20 2 c 29,33 2,20 0,95 1043 tablica iv. parametry geometryczne napoiny przy zmieniającym się napięciu impulsu prądu napawania table iv. the geometric parameters of the claddings made with changing pulse voltage napoina zmierzone wielkości geometryczne napoiny up [%] hn [mm] hw [mm] a [mm] 3 a 25,86 2,37 0,72 9,58 3 b 27,71 2,01 0,92 10,36 3 c 21,08 2,44 0,79 10,23 tablica v. parametry geometryczne napoiny przy zmieniającym się czasie impulsu prądu napawania table v. the geometric parameters of the claddings at the time of changing the current pulse welding napoina zmierzone wielkości geometryczne napoiny up [%] hn [mm] hw [mm] a [mm] 4 a 28,96 2,52 0,86 10,54 4 b 30,11 2,47 1,08 9,50 4 c 18,12 3,03 0,82 9,68 tablica vi. parametry geometryczne napoiny przy zmieniającym się wystającym odcinku elektrody table vi. the geometric parameters of the claddings made with changing electrodes stick out parametry procesu napawania dobrano w taki sposób, aby uzyskać jak największe zróżnicowanie wielkość i kształtu napoin przy zachowaniu stabilności palenia się łuku spawalniczego. zmiana częstotliwość napawania impulsowego wpłynęła na szerokość lica układanej napoiny. zmiana częstotliwości ze 100 hz na 200 hz i wywołane w ten sposób zmiany innych parametrów procesu spowodowały wzrost szerokość lica napoiny o blisko 55%. większa częstotliwość wpływała również w sposób pozytywny na zmniejszenie się liczby rozprysków i zwiększenie stabilności procesu. niewielkie zmiany napięcia impulsu skutkowały znaczą16 przegląd spawalnictwa vol. 87 10/2015 wnioski napawanie prądem impulsowym z wykorzystaniem drutu rdzeniowego może dawać pozytywne wyniki przy odpowiednim doborze parametrów procesu napawania. zwiększanie częstotliwości prądu impulsowego wpływa na wzrost szerokości uzyskiwanych napoin. również stabilność pracy łuku spawalniczego jest w tym przypadku bardzo dobra i zachowywany jest stosunkowo niewielki udział materiału podłoża w napoinie. korelacja poszczególnych parametrów procesu napawania impulsowego pozwala na układanie napoin o stosunkowo dużej wysokości i szerokości przy stopnie wymieszania napoiny z materiałem podstawowym na poziomie. duży wpływ na parametry geometryczne napoiny ma również długość wystającego odcinka elektrody, którego zwiększenie może płynąć na wzrost wysokości napoiny oraz ograniczenie stopnia wymieszania napoiny z podłożem. należy przy tym pamiętać, że zbyt duży wystający odcinek drutu elektrodowego naraża łuk spawalniczy na niedostateczną ochronę przed gazami atmosferycznymi w konsekwencji prowadzi do wzrostu porowatości w napoinie. literatura [1] t. chmielewski, d. golański: selected properties of ti coatings deposited on ceramic aln substrates by thermal spraying, welding welding international 27 (8), 604-609, 2013. [2] j. zimmerman, z. lindemann, d. golański, t. chmielewski, w. włosiński:modeling residual stresses generated in ti coatings thermally sprayed on al2o3 substrates, bulletin of the polish academy of sciences: technical sciences, vol. 61, nr 2, 515-525, 2013. [3] t. chmielewski, d. golański:napawanie brązu berylowego stellitem metodą mcaw, przegląd spawalnictwa, vol. 83 nr 10, 23-27, 2011. [4] m. gucwa, r. bęczkowski: odporność na erozyjne zużycie strumieniowe napoin wykonanych drutem proszkowym samoosłonowym przy kącie padania ścierniwa 60°, przegląd spawalnictwa, vol. 83, nr 10, 77-80, 2011. [5] r. bęczkowski, m. gucwa: statystyczna ocena wpływu parametrów napawania ssa na geometrię napoin, przegląd spawalnictwa vol.83, nr 10, 40-43, 2011. [6] r. bęczkowski, m. gucwa: wpływ parametrów napawania na wydajność procesu i parametry geometryczne napoin wykonanych drutem rdzeniowym, hutnik – wiadmości hutnicze, nr. 11, 773-777, 2014. [7] m. gucwa, r. bęczkowski: zużywanie erozyjne płyt trudnościeralnych wykonanych drutem ssa corthal 61, przegląd spawalnictwa, vol. 81, nr 10, 53-57, 2009. [8] j. haduch: dobór technologicznych parametrów napawania metodą mag, przegląd spawalnictwa, vol. 84, nr 6, 24-31, 2012. [9] j.słania, t. pochwat: technologia napawania czerpaków pracujących w warunkach narażonych na nadmierne ścieranie, przegląd spawalnictwa, vol. 86, nr 8, 26-32, 2014. [10] m. gucwa, j. winczek: the properties of high chromium hardfacings made with using pulsem arc, archives of foundry engineering, vol. 15, s. 37-41, 2015. [11] r. kensik, k. kudła: moc impulsowego łuku spawalniczego, przegląd spawalnictwa, vol. 72, nr 7-8, 5-8, 2000. [12] k. kudła, k. wojsyk: ocena i sposoby ograniczania ciepła wprowadzanego do złącza w procesach wykorzystujących zmodyfikowane asymetryczne przebiegi prądu impulsowego, postęp, innowacje i wymagania jakościowe procesów spajania. materiały xvi. naukowotechnicznej krajowej konferencji spawalniczej. międzyzdroje 2010. [13] k. kudła: samoregulacja łuku w procesie mig/mag puls, przegląd spawalnictwa, vol. 78, nr 9-10, 12-15, 2006. [14] a. klimpel: napawanie i natryskiwanie cieplne, warszawa, wnt, 2000. cym zwiększeniem udziału materiału podłoża w napoinie, podobne zjawisko zaobserwowano w przypadku zwiększania czasu impulsu. w przypadku tego parametru korzystniejsze okazało się stosowanie mniejszych czasów impulsu, wysokość nadlewu napoiny malała wraz ze zwiększaniem czasu impulsu. odwrotna sytuacja jest w przypadku zwiększania wystającego odcinka drutu elektrodowego. jego wzrost przekłada się na zwiększenie wysokości napoiny, co odbywa się kosztem jej szerokości. ma to również konsekwencje w zmniejszeniu się stopnia wymieszania materiału napoiny z materiałem rodzimym. jest to spowodowane zwiększającym się nagrzewaniem oporowym wystającego odcinka drutu elektrodowego i w konsekwencji mniejszym wydzielaniem się ciepła w materiale rodzimym. niestety zbyt długi wystający odcinek drutu elektrodowego nie pozwala na uzyskiwanie dobrej jakości napoin co spowodowane jest ograniczeniem efektywności osłony gazowej łuku spawalniczego (rys. 4). 201307_pspaw_ew43.pdf 6 przegląd spawalnictwa 7/2013 wasyl i. pokhmurskyy mychajlo m. student wolodymyr m. hwozdetskyy hanna w. pokhmurska druty rdzeniowe serii fmi do natryskiwania łukowego powder wire of fmi series   for electroarc spray coating prof. dr ab. inż. asyl i. pok murskyy dr ab. inż. yc a lo . student rof. plw dr inż. olodymyr . wozdetskyy fizyczno-mechaniczny instytut im. g.w. karpienki państwowej akademii nauk we lwowie, ukraina; dr ab. inż. anna . pok murska rof. plw – politechnika lwowska, ukraina. streszczenie w artykule podano krótki opis opracowanych w fizyczno-mechanicznym instytucie im. g.w. karpienki państwowej akademii nauk we lwowie (fmi) drutów proszkowych (dp) do natryskiwania łukowego. pokazano, że opracowanie i zastosowanie specjalnych drutów rdzeniowych (dr) jako materiałów elektrodowych poszerzyło zastosowanie elektrometalizacji. w wielu przypadkach pozwoliło to na uzyskanie powłok o właściwościach na poziomie najlepszych powłok natryskiwanych innymi metodami natryskiwania cieplnego, na przykład metodą plazmową albo naddźwiękową, przy zachowaniu znacznej przewagi ekonomicznej. abstract in the present review of the brief description developed in g.v. karpenko physico-mechanical institute of national academy of sciences of ukraine (fmi) arc spray wires. it is shown that development and using of new special arc spray wires as electrode materials, expanded of electrometallization applications. in many cases, it is possible to obtain a coating having the same characteristics as a top-level spray coatings obtained by using of other thermal spraying methods, e.g., plasma or supersonic methods, while maintaining economic advantages. st natryskiwanie łukowe zostało opracowane prawie sto lat temu i jest jedną z metod natryskiwania cieplnego w celu powlekania rożnych detali. ta metoda jest w porównaniu z innymi metodami najprostsza, najbardziej wydajna, nie wymaga drogiego sprzętu i można ją łatwo wdrożyć do produkcji. przez dłuższy czas zasadniczą wadą tej metody był mały asortyment materiałów, ponieważ wykorzystywane były wyłącznie druty odlewane. dlatego opracowanie drutów proszkowych (dp) jako natryskowych materiałów pozwoliło w szerokich ramach zmieniać skład chemiczny powłok, co znacznie rozszerza zakres ich stosowania. w wielu przypadkach możliwe jest uzyskanie powłok o właściwościach porównywalnych z natryskiwanymi metodą plazmową czy naddźwiękową. jednak koszt przy powlekaniu łukowym kształtuje się na poziomie 5÷10 niższym. na dzień dzisiejszy druty rdzeniowe (dr) do natryskiwania elektrołukowego produkowane są zarówno za granicą (firmy metco, castolin, tafa, nanosteel), jak i na ukrainie. największy wkład w rozwój natryskiwania drutami rdzeniowymi elektrołukowymi wnieśli specjaliści z instytutu elektrospawalnictwa im. je.o. patona państwowej akademii nauk w kijowie (y.s. borysow, a.l. borysowa, w.n. korzyk – drut rdzeniowy amotek [1÷4]), instytutu hutniczego w mariupolu (w.j. royanow – drut pp-mm [5]) oraz fizyczno-mechanicznego instytutu im. g.w. karpienki państwowej akademii nauk we lwowie (w.i. pokhmurskyy, m.m. student 7przegląd spawalnictwa 7/2013 – drut rdzeniowy fmi [6÷15]. powłoki z drutów są wykorzystywane w wielu gałęziach inżynierii, np. do renowacji detali, jak również do ochrony przed ścieraniem i zużyciem ściernym i gazowym, w temperaturze pokojowej i podwyższonej do 700°c do naprawy różnych części maszyn i detali, pracujących w warunkach smarowania granicznego. w fizyczno-mechanicznym instytucie im. g.w. karpienki państwowej akademii nauk we lwowie opracowano druty proszkowe o średnicy 1,8 mm do natryskiwania elektrołukowego (tabl. i). partie pilotażowe produkowane są w instytucie elektrospawalnictwa im. je.o. patona państwowej akademii nauk w kijowie. wyniki badań na temat rozwoju drutów proszkowych, w tym oceny ich mikrostruktury i właściwości do różnych celów i zastosowań przedstawiono w pracach [6÷12]. opracowane składy chemiczne drutów proszkowych chronione są patentami ukrainy [13÷17]. rozw owłok z drut w roszkowyc renowacyjne powłoki stosowane są do naprawy zużytych powierzchni części, np. takich jak wały z wymaganą kolejną obróbką mechaniczną, głównie za pomocą skrawania. dlatego dla takich powłok najbardziej istotna jest ich wysoka odporność na ścieranie oraz obrabialność przy obróbce mechanicznej. warunki te są przewidziane przy tworzeniu powłok z twardością, która osiąga 300÷400 hv, a w ich strukturze występuje minimalna zawartość fazy tlenowej. minimalną zawartość tlenu w powłoce – na poziomie 2% mas., zapewnia się w mieszaninie przy obecności w proszku na drut rdzeniowy węgla – 0,8%, chromu – 6%, aluminium – 6% (rys. 1). wraz ze wzrostem zawartości aluminium zmniejsza się ilość martenzytu, lecz wzrasta zawartość ferrytu w powłoce. w tym przypadku twardość powłoki zmniejsza się, przy jednoczesnym wzroście jej wytrzymałości adhezyjnej. optymalną twardość powłoki – w zakresie 300÷400 hv uzyskuje się przy obecności w drucie rdzeniowym 6÷12% mas. aluminium. fazą matrycową (osnową) takiej powłoki jest stopowany chromem i aluminium ferryt. dp ze zwiększoną gatunek drutu system stopowania właściwości powłok hrc, hv, wytrzymałość kohezyjna i adhezyjna zastosowanie fmi-2 cr6al8b3 hrc = 40 hv = 650 wytrzymałość: kohezyjna = 130 мра adhezyjna = 40 мра renowacje szyjek średnio obciążonych wałów korbowych, rozrządu, ochrona przed zużyciem abrazyjnym sprzętu poligraficznego fmi -5 50cr6al3mn2mo2с2 hv = 350 wytrzymałość: kohezyjna = 180 mpa adhezyjna = 40 mpa renowacja części łożysk fmi -6 cr6al6b3ni4 hrc = 40 hv = 1000 wytrzymałość: kohezyjna = 60 mpa adhezyjna = 45 mpa ochrona przed zużyciem ścierno-gazowym i korozją gazową w wysokiej temperaturze (700°c) fmi -7 70cr6al6b3w4 hrc = 40 hv = 1150 wytrzymałość: kohezyjna = 120 mpa adhezyjna = 45 mpa ochrona przed zużyciem ścierno-gazowym i korozją gazową w wysokiej temperaturze (600°c) fmi -8 50cr6al2mn2тi2мо2 hv = 500 wytrzymałość: kohezyjna = 180 mpa adhezyjna = 40 mpa renowacje szyjek, średnio obciążonych wałów korbowych i rozrządu tablica i. druty rdzeniowe i ich zastosowanie table i. flux cored wires and their application rys. 1. wpływ ilości węgla, chromu i aluminium w proszku do pd na zawartość tlenu w powłoce (a) oraz względna odporność narzędzia tokarskiego ze stopu vk8 (b) przy obróbce powłok 80h6al pd (0 .. 10): 1 – węgiel, 2 – dp 80cr (0…6), 3 – dp 80 cr6al (0…10) i . 1. influence of amount of carbon, chromium and aluminum in the power for cw on the amount of oxygen in the coating (a) and the relative resistance of lathe instrument from the alloy vk8 (b) at the treatment pf coating 80h6al pd (0 .. 10): 1 – carbon, 2 – cw 80cr (0…6), 3 – cw 80 cr6al (0…10) a) b) 8 przegląd spawalnictwa 7/2013 ilością aluminium były wykorzystywane w energetyce przy renowacji miejsc osadzenia wałów wirników silników elektrycznych, bębnów hamulcowych samochodów ciężarowych itp. (rys. 2). dla powłok stosowanych do części działających w warunkach ścierania przedstawia się następujące wymagania: wysoka twardość, niski poziom naprężeń 1. rodzaju i wysoka odporność na ścieranie. powłoki dla element w racu cyc w warunkac raniczne o tarcia twardość tych powłok musi być nie niższa niż 600 hv. ich obróbka mechaniczna odbywa się przez szlifowanie do wymaganego wymiaru. w strukturze powłoki często mają miejsce mikropęknięcia, które mogą doprowadzić do zniszczenia powłoki podczas eksploatacji. w celu zapewnienia wymaganych cech do proszku dla powłoki są wprowadzone chrom, węgiel, bor i aluminium w takich ilościach, aby fazą matrycową powłoki był martenzyt. taka struktura zapewnia minimalny poziom naprężeń rozciągających w powłoce, nie więcej niż 50 mpa. przy względnych obciążeniach większych niż 14 mpa w parze tarcia powłoka-przeciwpróbka następuje się katastrofalne zużycie przeciwpróbki. analiza metalograficzna i rentgenowska umożliwiła ustalenie, że jest to skutkiem obecności pęknięć na powierzchni powłok. wówczas następuje otwarcie brzegów – powstają karby, które działają jak noże. odległości pomiędzy pęknięciami wynoszą do 0,3 µm i utworzone są z tlenków aluminium i węglików. ustalono, że pęknięcia z węglików na powierzchni szlifowanej powłok są tworzone przez częściowe rozpuszczenie dużych węglików ze stopionego drutu rdzeniowego. aby wyeliminować intensywne zużycie przeciwpróbki w parze tarcia z powłoką, zaproponowano metody optymalizacji powłok, które sprowadzają się do następujących czynności: 1. zapewnienia warunków zabezpieczających rozpuszczenie węglików w stopie drutu rdzeniowego za pomocą wykorzystania mniejszego rozmiaru węglików w mieszaninie dp lub stosowania większego napięcia łuku przy natryskiwaniu (34÷38 v); 2. zmniejszenia zawartości powietrza w proszku dp przez jego zgniecenie i dodanie proszku zawierającego rys. 2. renowacja wału wirnika silnika elektrycznego (a) oraz bębna hamulcowego samochodu ciężarowego (b) i . 2. restoration of the motor shaft of the motor rotor (s) and the transport of the brake drum (b) a) b) okazuje się, że przy zwiększeniu twardości powłok do 700÷800 hv ich odporność na ścieranie wzrasta, a przy twardości większej niż 800 hv – zmniejsza się, co jest związane z tworzeniem i występowaniem mikropęknięć w powłoce. zużycie powłoki odbywa się względem istniejących pęknięć, głównie na granicach ziarn z późniejszym rozszczepieniem się i naruszeniem spójności. stwierdzono, że odporność powłoki na zużycie przy badaniach ścierniwem zapewnia twardsze ziarna i twarde tlenki glinu na granicach pomiędzy ziarnami. w związku z tym w tym przypadku powinna być utworzona powłoka, z jednej strony, z wysoką mikroheterogennością, co zapewnia niski poziom naprężeń rozciągających, a z drugiej, z małą grubością warstwy (powłok o wysokiej dyspersji), aby zwiększyć zawartość tlenków w granicach międzyziarnowych. w badaniach ścierniwem występują odcinki powłok o niskich właściwościach, gdzie obserwowane są ziarna o najniższej twardości i granicy międzyziarnowej. w tym przypadku trzeba wytworzyć powłokę o niskiej i mikroheterogenności i maksymalnej grubości ziarn w celu zminimalizowania liczby granic międzyziarnowych. powłoki systemu fe-cr-b-al marek pmi są szeroko stosowane do ochrony przed ścieraniem w przemyśle drukarskim (rys. 3). rys. 3. regenerowane części maszyn drukarskich i . 3. refurbished parts of printing machines 9przegląd spawalnictwa 7/2013 związek tytanu, który powoduje zajście reakcji w fazie gazowej z tlenem w stopionej strefie, tworząc małe tlenki tytanu, które są o 1÷2 rzędy mniejsze od cząstek ai2o3. na wypolerowanej powierzchni powłoki uzyskanej z dp nie znaleziono mikropęknięć, a i chropowatość jej polerowanej powierzchni jest zasadniczo mniejsza. ponadto, tytan i magnez w składzie drutu rdzeniowego powodują wchłanianie 2÷3% mas. azotu z powietrza, zawartego w porach proszku, dzięki czemu w powłoce tworzone są cząstki azotków tytanu o wymiarach 200÷500 nm. dzięki strukturze nierównowagowej i składowi fazowemu powłok przy tarciu mogą być realizowane warunki sprzyjające samoorganizacji warstwy powierzchniowej. metodami niskokątowych badań rentgenowskich stwierdzono, że warunki optymalne dla samoorganizacji powierzchni tworzą się w powłoce trzyfazowej z fazą matrycową, składającą się z martenzytu (~ 50%), austenitu (~ 30%) i ferrytu (~ 20%). przy wysokich obciążeniach tarcia z austenitu wydzielają się węgliki (fe, cr)23c6, a część jest przekształcona w martenzyt odpuszczony przy pochłanianiu ciepła. w ferrycie wydzieliły się nanocząsteczki grafitu (10÷20 nm). przy tarciu węgiel dyfunduje na powierzchnie tarcia i tworzy ciągłe warstwy grafitu. optymalna zawartość ferrytu w strukturze powłoki wynosi 10÷20% mas. minimalny współczynnik tarcia i zużycia pary ciernej przedstawiono na rysunkach 4 i 5. taka zawartość ferrytu w powłoce jest zapewniona dzięki obecności w nich 2÷3% mas. aluminium. dp serii fmi zostały wykorzystane do renowacji powlekaniem natryskowym szyjki wału turbiny i sprężarki wałów pomp gazowych w przedsiębiorstwach naprawczych ukrgazenergoservis, a także prętów siłowników hydraulicznych urządzeń górniczych (rys. 6). rys. 4. wpływ zawartości aluminium w dp 50ni6ti2mo2al2 na właściwości trybologiczne powłok ze strukturą trójfazową w warunkach smarowania granicznego przy względnym obciążeniu p = 7 mpa: 1 – austenit, 2 – ferryt, 3 – współczynnik tarcia, 4 – względna trwałość. i . 4. effect of aluminum content in pd50ni6ti2mo2al2 the tribological properties of the coating design phase boundary lubrication conditions in a particular load p = 7 mрa: 1 – austenite, 2 – ferrite, 3 – coefficient of friction, 4 – relative hardness. rys. 5. zmiana współczynnika tarcia m14b2 w oleju napędowym w zależności od określonego obciążenia dla węzłów tarcia powłoki z dp – brąz (brc-30): 1 – 50cr6alti2; 2 – 50cr6alti2+cr6al6b3; 3 – stal szkh 15, hrc 62; 4 – cr6al6b3 i . 5. the coefficient of friction m14b2 in oil, depending on the specified load to the friction parts with the cw – bronze (brc-30): 1 – 50cr6alti2; 2 – 50cr6alti2+cr6al6b3; 3 – steel szkh 15, hrc 62; 4 – cr6al6b3 rys. 6. powlekanie natryskowe szyjki wału turbiny i . 6. spray coating on the turbine shaft bearing neck nioski pokazano, że opracowanie i zastosowanie specjalnych drutów rdzeniowych (dr) jako materiałów elektrodowych poszerzyło zastosowanie elektrometalizacji. w wielu przypadkach pozwoliło to na uzyskanie powłok o właściwościach na poziomie najlepszych powłok natryskiwanych innymi metodami natryskiwania cieplnego, na przykład metodą plazmową albo naddźwiękową, z zachowaniem przy tym znacznej przewagi ekonomicznej. 10 przegląd spawalnictwa 7/2013 literatura 1] borysow y.s., v.n. korzhik. amorficzne powłoki gazo termiczne: teoria i praktyka. spawanie automatyczne. 1995. n 4. s.3÷12 . [2] borisowa a.l., i.v. myts, t. kaida. struktura i własności powłok elektro lukowych na osnowie borku żelaza otrzymanych z drutów proszkowych. spawanie automatyczne. 1991. n 9. s. 66÷68. [3] borysow y.s., i.a. koziakov, v.n. korzhik. struktura i właściwości gazo termicznych powl, otrzymanych przy użyciu drutów proszkowych systemów fe-cr-b, fe-cr-b-c. spawanie automatyczne. 1996. n 5. s. 21 24. [4] borisov y.s., a.l. borisova, i.a. koziakov. wpływ warunków natryskiwania na struktury powłok, otrzymanych z drutu proszkowego „amotek 101”. spawanie automatyczne. 1996. n 1. s. 21 30. [5] royanov v.a. podstawy teoretyczne tworzenia i wdrodzenia przemysłowego ekonomno stopowanych drutów proszkowych dla natryskiwania elektro lukowego powłok, odpornych na ścieranie z polepszonymi właściwościami eksploatacionnymi.praca habilitacyjna doktora nauk technicznych. mińsk, 1990. 36 str. [6] pokhmurskii v.i., m.m.student, v.m. dovhunyk, g.v. pokhmurska, i.i. sydorak. powłoki elektro lukowe dla renowacji i ochrony. lwow: fizyko-mechaniczny instytut imienia g.w.karpienki państwowej akademii nauk we lwowie, 2005. 190 str. [7] pokhmurskii v.i., m.m. student, v.m. dovhunyk, i.i. sydorak zastosowanie metalizacji elektro lukowej drutami proszkowymi systemu fe-cr-al-c dla renowacji detali maszyn . maszynoznawstwo. 1999. n 1. s. 13-18. [8] student m. m., v. m. dovhunyk, i. i. sydorak, h. v. pokhmurs’ka. effect of friction on phase transitions in the surface layers of fecrb + al gas-thermal coatings.materials science (springer). 2000. no 4.p.607-611. [9] dovhunyk v. m., m. m. student, i. i. sydorak, h. v. pokhmurs’ka effect of friction on the structural and phase transformations in the subsurface layer of a fecr+al+c gasthermal coating.materials science (springer). 2000. no 5. s.770÷775. [10] tribologycal properties of arc sprayed coatings obtained from fecrb and fecr based powder wires, a. pokhmurska, m. student, e. bielanska, e.beltowska, v. dovhunyk, surface & coating technology. 2002. v. 151-152. s. 490÷494. [11] triboelektrochemiczne właściwości powlekanie natryskiwanych łukowo na stopy aluminium, v. pokhmurskii, v. dovhunyk, m. student, h. pokhmurska, v. vynar, i. sydorak, inżynieria powierzchni 2008. № 1. s.9÷13. [12] student m., yu. dzioba, v. hvozdets’kyi, h. pokhmurs’ka, b. wielage. high-temperature corrosion of electric-arc coatings sprayed from powder core wires based on the fe– cr–b–al system.materials science (springer). 2008. no 5. s.693÷699. [13] pat. n 40722 ukraina, ipc (2009) s23s 4/00, b22f 7/00, b32b 15/00. druty rdzeniowe do otrzymywania powłok dyspersyjnie wzmocnionych / v.i.pohmurskyy, m.m.student, yu.v.dzoba, i.y.sydorak; fmi narodowej akademii nauk ukrainy. u2008 12843; pdl. 11.03.2008, wyd. 27.04.2009, bull. numer 8. [14] pat. n 40723 ukraina, ipc (2009) s23s 4/00, b22f 7/00, b32b 15/00. druty rdzeniowe do otrzymania powłok, m.m.student, h.v.pohmurska ya.ya.sirak, v.m.hvozdetskyy. fmi narodowej akademii nauk ukrainy. u2008 12844; pdl. 11.03.2008, wyd. 27.04.2009, bull. numer 8. [14] pat. n 47456 ukraina, ipc (2009) s23s 6/00. druty rdzeniowe do elektro lukowego natryskiwania w wysokiej temperaturze dyspersyjne wzmocnione, v.i.pohmurskyy, m.s.romaniv, m.m.student, h.v.pohmurska, t.m.harandyuk, ya.v.serivka; fmi narodowej akademii nauk ukrainy, bursztyn tpd. u2009 05524; apdl. 06.01.2009, wyd. 10.02.2010, bull. numer 3. [15] pat. n19967 ukraina, ipc (2006) s23s 4/00. sposób wytwarzania powłok kompozytowych, s.i.markovych, v.i.pohmurskyy, o.y.mazheyko, m.m.student; fmi narodowej akademii nauk ukrainy, kirovograd narodowy uniwersytet techniczny. u2006 05358; pdl. 16/05/2006, wyd. 15.01.2007, bull. numer 1. [16] pat. № 20013 ukraina, ipc (2006) s23s 4/04, s23s 4/12. druty rdzeniowe do ochrony od gorącego gazu dla otrzymania powłok kompozytowych, v.i.pohmurskyy, h.v.pohmurska, m.m.student, yu.v.dzoba, ya.ya.sirak/ fmi narodowej akademii nauk ukrainy. u2006 06217; pdl. 06.05.2007, wyd. 15.01.2007, bull. numer 1. [17] pat. № 40721 u ukraina, ipc (2009) s23s 4/00, b22f 7/00, b32b 15/00. druty rdzeniowe do elektro lukowego natryskiwania, v.i.pohmurskyy, m.m.student, yu.v.dzoba, i.y.sydorak; fmi narodowej akademii nauk ukrainy. u2008 12842; pdl. 11.03.2008, wyd. 27.04.2009, bull. numer 8. 201407_pspaw.pdf 40 przegląd spawalnictwa 7/2014 analiza i porównanie trwałości elektrod stosowanych podczas zmechanizowanego cięcia plazmowego an analysis and comparison   of durability of electrodes   used in mechanical plasma cutting streszczenie przedstawiono wyniki badań trwałości elektrod stosowanych do cięcia plazmowego blach stalowych w warunkach produkcyjnych. omówiono realizację różnych programów cięcia na przecinarce plazmowej sterowanej numerycznie. porównano wpływ na zużywanie się elektrod liczby zajarzeń i długości cięcia. dokonano analizy wpływu warunków pracy na głębokość i średnicę kraterów elektrod. uzyskane wyniki badań umożliwiły odniesienie się do zaleceń producentów dotyczących stosowania i eksploatacji elektrod do cięcia plazmowego. słowa kluczowe: trwałość, cięcie plazmowe, katoda abstract in the following paper researches’ results of a durability of electrodes used in plasma cutting of steel sheet plates in the production conditions were presented. an implementation of different cutting programmes made on plasma numerically controlled cutting-off machine was shown. an influence of wearing electrodes on the number of strikes and the length of cutting was compared. an analysis was made of the influence of working conditions on the depth and diameter of electrodes’ crater pipes. the following results allowed to refer to the producers’ recommendations about a usage and operation of electrodes used in plasma cutting. keywords: durability, plasma cutting, cathode jacek słania paweł wilk dr hab. inż. jacek słania, prof. pcz – politechnika częstochowska, inż. paweł wilk – logiterm koszęcin. autor korespondencyjny/corresponding author: jacek.slania@is.gliwice.pl wstęp obecnie w procesach produkcyjnych dużą rolę odgrywa cięcie plazmowe. równocześnie następuje ciągłe podwyższanie wydajności i efektywności urządzeń do cięcia plazmowego. niesie to za sobą konieczność stosowania elektrod do cięcia plazmowego zapewniających wymaganą jakość powierzchni cięcia i mających długotrwałą żywotność. w niniejszej publikacji omówiono proces zużycia elektrod wykorzystywanych podczas cięcia plazmowego. pomimo zastosowania w trakcie badania elektrod różnych producentów, nie porównano ich między sobą, aby nie ukierunkowywać czytelnika na daną markę. elementy te charakteryzują się podobnym kształtem i kolorem. produkowane elektrody mogą różnić się między sobą długością i kształtem rdzenia, a także materiałem, z którego są wykonane poszczególne części, co może wpływać na ich żywotność, wydajność i odporność na wysokie temperatury. elektroda zbudowana jest najczęściej z dwóch elementów: korpusu oraz rdzenia wykonanego z materiału trudnotopliwego (rys. 1). zazwyczaj materiałem na nietopliwy wkład jest hafn lub cyrkon – najczęściej w przypadku stosowania sprężonego powietrza jako gazu plazmowego. w przypadku stosowania innych gazów do cięcia (nieutleniających) rdzenie te wytworzone są z lantanu lub ceru [1]. 41przegląd spawalnictwa 7/2014 warto również zwrócić uwagę na elementy eksploatacyjne, których korpus wykonany jest w całości ze srebra. ciekawym rozwiązaniem może być także połączenie dwóch materiałów składających się na wspomniany już korpus (srebro i miedź). wszystkie te konstrukcje mają na celu maksymalne zwiększenie „osiągów” danej elektrody. srebro ma dużo wyższą przewodność cieplną od miedzi, dzięki czemu odprowadzanie ciepła podczas procesu cięcia plazmowego jest dużo bardziej efektywe [2]. przebieg i wyniki badań przebadano 20 elektrod (po 5 w każdej serii), które wykorzystano podczas wypalania elementów z blach. cięcie plazmowe odbywało się na przecinarce plazmowej firmy stigal – vx standard, którą obsługuje agregat plazmotwórczy marki cebora prof 162 z palnikiem plazmowym cp200. urządzenie to jest wyposażone w system zapobiegający dalszej pracy po zużyciu elektrody. rys. 1. przekrój elektrody plazmowej wraz z zaznaczonym wkładem z materiału trudnotopliwego fig. 1. an intersection of a plasma electrode with an input of a highmelting material grubość blachy, mm 1 2 3 4 5 6 10 12 15 20 liczba zajarzeń 1221 1081 3674 6174 1637 4365 4 250 23 26 długość cięcia, m 1113 649 1000 1835 591 1619 2 91 3,4 6,5 tablica i. liczba zajarzeń wraz z długościami cięcia przyporządkowane do danej grubości blachy table i. the number of strikes with the length of cutting assigned to the thickness of a metal plate konieczność wymiany elektrody na nową sygnalizuje zapalenie się czerwonej kontrolki ostrzegawczej (na przedniej ścianie agregatu) oraz brak możliwości zajarzenia łuku plazmowego. łączna liczba zajarzeń łuku wyniosła 18 520, przecięto 6885 m blach, w czasie ok. 48 h. cięto elementy z blach o grubości od 1 do 20 mm (najczęściej od 1 do 6 mm). każda z 20 przebadanych elektrod została wymieniona po zapaleniu się wspomnianej kontrolki. wyniki dotyczące ciętych elementów dla określonej grubości blachy i zastosowanych parametrów cięcia były notowane wraz z wydrukiem widoku danego programu stworzonego w aplikacji wrykrys. po przeprowadzonym badaniu porównano ze sobą poszczególne liczby zajarzeń łuku plazmowego, długości cięcia, a także czasy cięcia. następnie dokonano przekroju wybranych elektrod w celu obserwacji stopnia zużycia, wraz z wymiarowaniem kraterów. tablica i zawiera dane dotyczące liczby zajarzeń i długości cięcia dla poszczególnych grubości blach. z danych przedstawionych w tab. i wynika, że największą liczbę programów wycięto z blach o grubości 4, 6 i 3 mm (w kolejności od największej), a najmniejszą z blach o grubości 15 i 20 mm. w większości wymienionych blach długość cięcia jest ok. 3 razy mniejsza od liczby zajarzeń. jest to zbieg okoliczności wywołany konstrukcją danych elementów, a także ułożeniem i częstotliwością wycinania poszczególnych arkuszy. dadane parametry pracy przedstawione są w tablicy ii. wartości te pozwalają na pogodzenie ze sobą dwóch czynników, a mianowicie wymaganej jakości powierzchni z odpowiednią prędkością cięcia. grubość blachy mm natężenie prądu a średnica otworu dyszy, mm napięcie łuku plazmowego, v prędkość cięcia m/min ciśnienie gazu bar 1 40 1.0 130 6 4,5 2 70 1,3 130 5 4,5 3 80 1,3 130 3,5 4,5 4 85 1,3 140 3 4,5 5 85 1,3 140 2,5 4,5 6 85 1,3 140 2 4,5 10 110 1,6 135 1.1 4,5 12 115 1,6 140 0,6 4,5 15 115 1,6 145 0,6 4,5 20 130 1,8 150 0,5 4,5 tablica ii. parametry zastosowane podczas badania table ii. parameters used during research 42 przegląd spawalnictwa 7/2014 pogrupowano elektrody po 5 szt. w czterech seriach. wyciągnięcie średniej z danej serii miało na celu porównanie tych elementów z pozostałymi, w sposób najbardziej wiarygodny. z racji tego, że cięcie plazmowe odbywało się w normalnym toku produkcji, nie zawsze każda elektroda była równo obciążona parametrami pracy. na rysunku 2 przedstawiono elektrody (kratery) przy stopniowym zużywaniu się, od stanu nominalnego do zużycia. trzeba jednak zwrócić uwagę na fakt, iż maksymalne dopuszczalne zużycie osiągnęła elektroda nr 4, której krater ma głębokość według zaleceń producenta, tzn. 1,5 mm [3]. rys. 2. trwałość elektrody – od stanu nominalnego do zużycia fig. 2. durability of an electrode – from novelty up to scrapping na rysunku 2 z oznaczeniem 1 pokazana jest nowa elektroda. elektrody 2÷4 wykazują naturalne zużycie. można zauważyć, że od nr 5 następuje gwałtowne powiększenie średnicy krateru wraz z głębokością. natomiast elektrody 8 i 9 wykazują skrajne zużycie. nie zaleca się dalszej pracy elektrodami 5÷9. stosowanie zużytych elementów eksploatacyjnych może prowadzić do zniszczenia dyszy, uchwytu plazmowego, a nawet agregatu plazmowego. podczas cięcia takimi elektrodami (7, 8) można usłyszeć głośny huk, odgłos przypominający smażenie na patelni, a także może pojawić się duża ilość brunatnego dymu. jest to niedopuszczalne i nieekonomiczne. na rysunku 3 przedstawiono porównanie średnic kraterów elektrod wykorzystanych podczas badania. średnica krateru zawiera się w zakresie 1,7÷3,8 mm. trzy wartości przekroczyły 3 mm. podczas cięcia plazmowego oprócz materiału nietopliwego również miedziany korpus elektrody może być narażony na odrywanie się, wraz ze strumieniem plazmy, drobnych cząstek miedzi. rys. 3. porównanie poszczególnych średnic kraterów w badanych elektrodach fig. 3. a comparison of particular diameters of crater pipes on examined electrodes głębokość krateru nie powinna przekraczać ok. 1,5 mm (rys. 4) [1]. można powiedzieć, że ta wartość pokrywa się z informacjami producentów zarówno agregatów plazmowych, jak i palników. jedne firmy uważają, że nie powinno się przekraczać wartości 1,5 mm, a inne – 2 mm [4, 5]. na rysunku 5 ukazano wartości poszczególnych głębokości kraterów. rys. 4. głębokość maksymalna krateru fig. 4. a maximum depth of a crater pipe jak wynika z rysunku 5, otrzymane głębokości kraterów są bardzo do siebie zbliżone. ponieważ tak jak wspomniano wcześniej głębokość krateru powinna wynosić w granicach 1,5÷2,0 mm, przyjęto taki właśnie zakres jako dopuszczalny. po przeanalizowaniu wyników można stwierdzić, że 75% wyników spełnia przyjęte kryteria. 25% z kolei jest na pograniczu zadanego progu. na rysunkach 6÷8 zaprezentowano trzy elektrody o różnej wielkości krateru. rys. 5. głębokości kraterów fig. 5. depths of crater pipes 43przegląd spawalnictwa 7/2014 rys. 6. elektroda 1 fig. 6. an electrode 1 rys. 7. elektroda 18 fig. 7. an electrode 18 rys. 8. elektroda 4 fig. 8. an electrode 4 na rysunku 9 przedstawiono otrzymane wartości zajarzeń łuku plazmowego. najwięcej zajarzeń uzyskały elektrody: 18 – 1459, 8 – 1365 i 19 – 1259, a najmniej elektrody 4 – 505, 5 – 520 i 17 – 572. wartości te są co najmniej 2,5-krotnie mniejsze od wymienionych wcześniej. powyżej 1000 razy zajarzyło się 9 elektrod, czyli 45% badanych elementów eksploatacyjnych. w tablicy iii przedstawiono porównanie poszczególnych wartości dla elektrod: 8, 18 i 19. elektroda nr 18 okazała się wyjątkowo trwała i wydajna. co ciekawe, zajarzyła się 862 razy przy 48 metrach cięcia (duża liczba zajarzeń – mała długość cięcia), a następnie zajarzyła się jeszcze ponad 500 razy na blachach o innej grubości. na rysunku 10 przedstawiono żywotność (czas pracy) poszczególnych elektrod. czas ten jest liczony od momentu jarzenia się łuku plazmowego. rysunek 10 przedstawia wartości czasu pracy każdej elektrody. można tutaj zwrócić uwagę na porys. 9. liczba zajarzeń elektrod fig. 9. a number of strikes of electrodes nr elektrody grubość ciętej blachy mm liczba zajarzeń długość cięcia m czas cięcia min 8 3 65 1365 165 371 1504 568 189 6 732 27 18 3 862 1459 48 335 1755 115 54 6 482 233 19 3 205 1259 109 426 1874 781 199 6 273 118 tablica iii. porównanie elektrod, które uzyskały najwyższą liczbę zajarzeń table iii. a comparison of electrodes, which obtained the highest number of strikes rys. 10. czas pracy elektrod fig. 10. an operating time of electrodes 44 przegląd spawalnictwa 7/2014 dobny poziom trwałości. elektrody 4, 10, 14 i 17 charakteryzują się najkrótszym czasem cięcia. fakt ten potwierdza również wykres znajdujący się na rysunku 11 obrazujący wydajność cięcia. tablica iv przedstawia porównanie kilku elektrod charakteryzujących się szybkim zużyciem. w przypadku elektrody 4 szybkie wyeksploatowanie jest spowodowane z jednej strony dużą liczbą zajarzeń na blasze o grubości 3 mm, a z drugiej strony cięciem kilkunastu metrów na blasze o grubości 12 i 20 mm. na rysunku 11 przedstawiono wydajność cięcia. wartości poszczególnych długości przeciętego materiału wahają się od 206 do 466 m w najlepszym przypadku. średnia długość cięcia jedną elektrodą to ponad 300 m. sześcioma elektrodami przekroczono długość cięcia 400 m. z kolei 7 elektrod nie osiągnęło progu 300 m długości cięcia. nr elektrody grubość ciętej blachy, mm liczba zajarzeń długość cięcia m czas cięcia min 4 3 364 505 127 217 108 4 46 47 5 65 25 12 26 17 20 4 1 10 3 704 1074 116 207 92 4 370 91 14 4 1004 1029 242 255 101 6 25 13 17 4 363 572 134 206 925 134 47 6 75 25 tablica iv. porównanie elektrod o najkrótszym czasie cięcia table iv. a comparison of electrodes with the shortest time of cutting rys. 11. długość cięcia uzyskana na danej elektrodzie fig. 11. the length of cutting obtained on a particular electrode wartości średnie seria (elektrody) średnica krateru mm głębokość krateru, mm liczba zajarzeń długość cięcia m czas pracy min 1. (1÷5) 2,66 1,90 791 329 131 2. (6÷10) 2,62 2,00 1063 378 145 3. (11÷15) 2,18 1,74 849 332 134 4. (16÷20) 2,28 1,58 1000 338 158 tablica v. zestawienie uśrednionych wartości różnych parametrów table v. a list of average values of various parameters powyższa tablica ukazuje porównanie wspomnianych średnich wartości badanych parametrów z poszczególnych serii. warto zwrócić uwagę na fakt bardzo zbliżonych do siebie wyników średniej długości cięcia i czasu pracy. pozostałe elementy również są do siebie zbliżone. średnie głębokości krateru nie przekraczają przyjętego dopuszczalnego poziomu. na zużycie elektrody ma wpływ wiele czynników, ale jednym z ważniejszych jest liczba zajarzeń łuku plazmowego. przy każdym wygaszaniu łuku następuje odrywanie się mikroskopijnych cząstek wkładu z materiału trudnotopliwego [1]. można dowieść, że elektroda wykonująca mniejszą liczbę zajarzeń z dużymi odległościami cięcia (rys. 13) zużyje się znacznie mniej niż elektroda wykonująca proces napunktowania lub wypalania bardzo dużej liczby małych otworów (rys. 12). realizacja programu przedstawionego na rysunku 14 spowoduje umiarkowane zużycie elektrody. szybsze zużycie elektrody występuje również w przypadku cięcia grubszych blach. cięcie plazmowe elementów z arkuszy o grubości 12, 15, 20 mm itd. trwa nie tylko dłużej, ale wówczas elektroda jest także narażona na stosowanie wyższych parametrów cięcia. taka sytuacja nie sprzyja jej żywotności. rys. 12. widok programu. blacha o grubości 3 mm. parametry: liczba zajarzeń 540, długość cięcia 29 m [wykres] fig. 12. a view of a programme. a sheet metal plate – 3 mm thickness. parameters; the number of strikes 540, the length of cutting 29 m [graph] w tablicy v zestawiono uśrednione wartości omawianych wcześniej parametrów. 45przegląd spawalnictwa 7/2014 rys. 13. elementy rozmieszczone na arkuszu. blacha o grubości 3 mm. parametry: liczba zajarzeń 15, długość cięcia 44 m [wykres] fig. 13. an elements disposed on the sheet. a sheet metal plate – 3 mm thickness. parameters; the number of strikes 15, the length of cutting 44 m [graph] rys. 14. program wypalony 12 elektrodą. blacha o grubości 3 mm. parametry: liczba zajarzeń 256, długość cięcia 100,74 [wykres] fig. 14. an programme burnt out by an electrode 12. a sheet metal plate – 3 mm thickness. parameters; the number of strikes 256, the length of cutting 100,74 m [graph] podsumowanie zużycie elektrod stosowanych podczas cięcia plazmowego jest nieodłącznym czynnikiem, towarzyszącym każdemu procesowi. największe zużycie następuje nie w czasie cięcia, lecz w momencie zajarzania łuku plazmowego. wykonane badanie umożliwiło porównanie poszczególnych parametrów odnoszących się do zużycia elementów eksploatacyjnych. można zauważyć, że wyniki otrzymane podczas badania są do siebie zbliżone, w niektórych przypadkach porównywalne. zsumowanie uzyskanych wyników pozwoliło na potwierdzenie pewnej powtarzalności podczas cięcia plazmowego. pomiar głębokości kraterów z jednej strony pozwolił na konfrontację wszystkich elektrod, jeśli chodzi o ten parametr, a z drugiej strony dzięki niemu można stwierdzić, iż minimalne różnice w głębokości (0,5÷0,8 mm powyżej wartości 1,5 mm) nie mają istotnego wpływu na uzyskanie podobnej jakości powierzchni cięcia. jest to również pewna informacja o niemożliwości zatrzymania procesu cięcia zgodnie z wytycznymi producentów. literatura [1] praca zbiorowa. poradnik inżyniera. spawalnictwo. tom 2. wydawnictwa naukowo-techniczne, warszawa, 2005. [2] praca zbiorowa. mały poradnik mechanika. wydawnictwa naukowo – techniczne, warszawa, 1994. [3] instrukcja obsługi agregatu plazmowego cebora prof 162. [4] instrukcja obsługi urządzenia do cięcia air plasma36, ozas – esab. [5] instrukcja obsługi przecinarki powercut 1300/1600 esab. przeglad welding technology review ps 9 2016 www.pdf 29przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 ocena ekologicznych topników do lutowania twardego  w porównaniu z topnikami  na bazie boraksu i kwasu borowego examination of ecological fluxes to brazing in comparison with boric acid-and borax-based fluxes prof. dr hab. inż. zbigniew mirski, dr inż. tomasz wojdat, agata borzestowska – politechnika wrocławska. autor korespondencyjny/corresponding author: zbigniew.mirski@pwr.edu.pl streszczenie w artykule przedstawiono badania właściwości topników ekologicznych będących substytutami topników na bazie kwasu borowego i boraksu, których zastosowanie zostało ograniczone w wyniku wprowadzenia przez unię europejską rozporządzenia (we) 1907/2006-reach. przeprowadzono próby zwilżalności i rozpływności przy użyciu lutów twardych ag 244 i cu 301 na podstawie, których oceniono wpływ topników ekologicznych na ich właściwości lutownicze. oceniono również możliwość usuwania pozostałości poszczególnych topników po procesie lutowania. na podstawie badań metalograficznych wskazano na niezgodności lutownicze w lutowinie występujące w różnej ilości w zależności od użytego topnika. słowa kluczowe: topniki ekologiczne; boraks; kwas borowy; zwilżalność; rozpływność; lutowanie twarde abstract tested and analyzed properties of ecological fluxes, substitutes of boric acidand borax-based fluxes, were presented in the article. the application of boric acid and borax-based fluxes was limited as a result of the regulation (we) 1907/2006-reach adopted by the european union. the wettability and spreadability tests were run with use of ag 244 and cu 301 brazes. the influence of eco-fluxes on braze properties and the possibility of removing the remains of particular fluxes after brazing process were examined basing on the tests. according to the metallography tests the imperfections in braze were pointed out. the amount of the imperfections appearing in the braze varied depending on the type of the applied flux. keywords:  ecological fluxes; borax; boric acid; wettability; spreadability; brazing wstęp w grudniu 2006 r. parlament europejski wprowadził rozporządzenie (we) 1907/2006 w sprawie rejestracji, oceny, udzielania zezwoleń i stosowanych ograniczeń w zakresie chemikaliów (reach) i utworzenia europejskiej agencji chemikaliów [5]. badania przeprowadzone przez radę europy wykazały, że produkty zawierające kwas borowy i boraks (sole boranu sodowego) są szkodliwe dla zdrowia i mogą stanowić zagrożenie dla układu rozrodczego oraz prawidłowego rozwoju płodu ludzkiego. ponadto ich opary działają drażniąco na oczy i drogi oddechowe [12]. w związku, z czym boraks i kwas borowy zostały przekwalifikowane do kategorii 2 obejmującej środki „działające szkodliwie na rozrodczość”. restrykcje dotyczą również topników lotnych, będących mieszaniną boranu trimetylu (50-80% wag.) z alkoholem metylowym, stosowanych m. in. do lutowania różnego rodzaju instalacji rurowych [12÷14]. produkty zawierające boraks i/lub kwas borowy oraz topniki lotne na bazie związków boru muszą być oznaczane jako produkty toksyczne [12]. wprowadzone regulacje wchodzą w życie od 1 sierpnia 2016 r., a producenci zobowiązani są całkowicie wycofać z produkcji produkty lutownicze zawierające boraks i kwas borowy w ciągu 27 miesięcy od tej daty [15]. wprowadzone restrykcje wymusiły na producentach materiałów lutowniczych konieczność opracowania nowych, ekologicznych topników do lutowania twardego, mogących skutecznie zastąpić powszechnie stosowane topniki oparte na boraksie i kwasie borowym. jest to szczególnie ważne dla topnikowego lutowania twardego spoiwami na osnowie miedzi, które w kraju jest szeroko stosowane w przemyśle [16-18]. zbigniew mirski, tomasz wojdat, agata borzestowska przeglad welding technology review 30 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 zadaniem topników jest usunięcie tlenków powstających na powierzchni łączonych metali oraz ciekłego lutu podczas ich nagrzewania w procesie lutowania. wybór topnika uzależniony jest przede wszystkim od rodzaju lutowanego materiału, stosowanego spoiwa oraz metody lutowania. dzięki działaniu topnika lut może zwilżać i swobodnie rozpływać się po powierzchni łączonych metali oraz wnikać i wypełniać szczeliny kapilarne [1÷4]. topniki na bazie kwasu borowego (h3bo3) i boraksu (czteroboran sodu na2b4o7), występujące najczęściej w postaci proszku lub past lutowniczych, stosowane są do lutowania twardego stali niestopowych i stopowych, miedzi i jej stopów oraz żeliwa, przy użyciu lutów na osnowie miedzi i srebra [1,3]. przez wiele lat były/są one stosowane w różnych dziedzinach przemysłu np. do lutowania elementów wymienników ciepła lub kształtek z węglików spiekanych ze stalowymi korpusami w przemyśle narzędziowym [1]. temperatura topnienia kwasu borowego wynosi 577 °c, zaś boraksu 741 °c [4]. często w praktyce stosuje się mieszaniny boraksu i kwasu borowego, które charakteryzują się większą aktywnością chemiczną. podczas procesu lutowania przebiega rekcja chemiczna, w wyniku której z obydwu składników powstaje trójtlenek boru b2o3. w ten sposób wytwarza się żużel z zasadowymi tlenkami metali. zaletą żużla potopnikowego jest hamowanie dalszego utleniania powierzchni metalu. z powodu silnie przylegającej szklistej lp. oznaczenie baza chemiczna temperatura aktywności, °c 1. tbb boraks, kwas borowy 700÷1050 2. eco smart color change difluorodihydroksyboran potasu, fluoroboran potasu, krzemionka koloidalna 427÷871 3. eco smart high heat 371÷982 tablica i. baza chemiczna i temperatura aktywności badanych topników [6,7] table i. chemical base and the temperature activity of tested fluxes [6,7] rys. 1. widok proszków badanych topników: a) eko smart color change, b) eko smart high heat, c) tbb fig. 1. the view of powders tested fluxes: a) eco smart color change, b) eco smart high heat, c) tbb powłoki jest on najczęściej usuwany mechanicznie obróbką strumieniowo-ścierną [1]. materiały dodatkowe przeprowadzone badania dotyczyły określenia właściwości lutowniczych topników ekologicznych w porównaniu z topnikiem na bazie boraksu i kwasu borowego. w tym celu przeprowadzono próby zwilżalności i rozpływności, badania metalograficzne złączy lutowanych oraz dokonano oceny sposobu usuwania żużla potopnikowego. wybrano dwa rodzaje topników ekologicznych o oznaczeniu eco smart color change i eco smart high heat, produkowane przez firmę harris calorific international [6,11], które porównano z topnikiem na bazie boraksu i kwasu borowego, o umownym oznaczeniu tbb stosowanym w dalszej części artykułu (tabl. i). topniki ekologiczne nie zawierają kwasu borowego ani boraksu, a więc składników będących przedmiotem restrykcji ue, posiadają certyfikat topników przyjaznych dla środowiska. przeznaczone są do lutowania stali niestopowych, stali nierdzewnej, niklu, miedzi, mosiądzu, brązu oraz innych metali i stopów żelaznych i nieżelaznych przy użyciu spoiw srebrnych i mosiężnych [6,11]. topnik eco smart color change zmienia kolor podczas nagrzewania z intensywnie zielonego na przezroczysty, spoiwo skład chemiczny, % wag. temperatura  topnienia, ocag cu zn inne ag 244 43,0÷45,0 29,0÷31,0 24,0÷28,0 sn max. 2,0 675÷735 cu 301 – 58,1÷61,5 38,1÷41,5 si 0,2÷0,4 875÷895 tablica ii. skład chemiczny i temperatura topnienia lutu srebrnego i mosiężnego (wg pn-en iso 17672:2010) table ii. the chemical composition and the melting point of silver and brass solder (acc. to pn-en iso 17672:2010) a) b) c) 31przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 informując lutowacza, że topnik staje się aktywny i następuje rozpuszczanie warstw tlenkowych znajdujących się na powierzchni materiałów lutowanych. szeroki zakres temperatury aktywności pozwala na używanie go przy użyciu dużej grupy lutów twardych [6,11]. z kolei topnik eco smart high heat ma jeszcze bardziej rozszerzony zakres temperatury aktywności oraz wydłużony czas działania. można, zatem stosować go do dłuższych procesów lutowania, przy użyciu jeszcze większej grupy lutów twardych [6,11]. topnik na bazie boraksu i kwasu borowego zalecany jest do lutowania w wysokiej temperaturze z użyciem spoiw mosiężnych. wykazuje temperaturę aktywności w zakresie 750÷1050 °c, a zalecana temperatura pracy wynosi 800÷1000 °c. badane topniki były w postaci proszku o podobnym (nieregularnym) kształcie i wielkości ziaren (rys. 1), a bezpośrednio przed lutowaniem mieszano je z wodą destylowaną do uzyskania konsystencji pasty. w celach porównawczych do prób wybrano dwa rodzaje lutów twardych: na osnowie srebra o oznaczeniu ag 244 i na osnowie miedzi – cu 301. skład chemiczny i temperaturę topnienia wybranych spoiw lutowniczych zamieszczono w tablicy ii. lut srebrny ag 244 ma niższą temperaturę topnienia od temperatury aktywności topnika na bazie boraksu i kwasu borowego, dlatego nie powinien być on stosowany w połączeniu z nim w procesie lutowania. według przyjętej zasady topnik powinien wykazywać temperaturę aktywności niższą o ok. 20÷50 °c od temperatury topnienia lutu, aby przygotować (oczyścić) powierzchnię do lutowania. pomimo to, w celach porównawczych, wykonano próby lutowania, w których stosowano lut ag 244 w połączeniu z topnikiem tbb, żeby wykazać ewentualne nieprawidłowości wynikające z niewłaściwego zestawienia materiałów dodatkowych. porównawcze próby zwilżalności i rozpływności przeprowadzono na dwóch różnych materiałach – na podłożu miedzianym (cu-etp) i stalowym (s235jr). natomiast do wykonania połączeń przeznaczonych do badań metalograficznych użyto tylko stali gat. s235jr. próby rozpływności i zwilżalności do przeprowadzenia prób rozpływności i zwilżalności zastosowano luty twarde ag 244 oraz cu 301 o średnicy 2 mm, które pocięto na krótkie odcinki, których masa wynosiła 0,2 g. następnie przy użyciu strzykawki pokryto je topnikiem o takiej samej masie. wymiary próbek przeznaczonych do badań wynosiły: powierzchnia 50x50 mm, grubość 0,5 mm. przed wykonaniem prób podłoża zostały oczyszczone włókniną ścierną i odtłuszczone. próbki lutowano płomieniowo, nagrzewając je od góry (a nie od dołu, jak często ma to miejsce przy tego rodzaju próbach), żeby odzwierciedlić rzeczywiste warunki procesu lutowania. palnik wyregulowano tak, aby uzyskać płomień acetylenowo-tlenowy z lekkim nadmiarem gazu palnego. w celu zapewnienia powtarzalnych parametrów lutowania rys. 2. przykładowe krople rozpłyniętego lutu cu 301 na podłożu s235jr wraz z pozostałościami topników: a) tbb, b) eco smart color change, c) eco smart high heat fig. 2. illustrative surface areas drops of cu 301 braze on the substrate s235jr and residue flux: a) tbb, b) eco smart color change, c) eco smart high heat (c) lp. topnik lut uwagi ag 244 cu 301 1. tbb * * szklista, trudno rozpuszczalna w wodzie powłoka – wymagana dodatkowa obróbka 2. eco smart color change *** ** szklista, rozpuszczalna w wodzie powłoka, trudna do usunięcia w przypadku osiągnięcia górnej temperatury pracy topnika 3. eco smart high heat ***** **** łatwo zmywalny wodą żużel, nawet podczas stosowania z lutami o wysokiej temperaturze topnienia usuwanie pozostałości topnika: * bardzo trudne do usunięcia, ** trudne do usunięcia, *** stosunkowo łatwe do usunięcia, **** łatwo usuwalne, ***** bardzo łatwe do usunięcia. tablica iii. usuwanie pozostałości topników po procesie lutowania table iii. removal of flux residue after the brazing process a) b) c) 32 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 (taki sam rodzaj i właściwości płomienia) używano palnika z funkcją oszczędzacza gazu, firmy harris, model 50-9 [6,11]. czas nagrzewania od momentu stopienia się lutu wynosił 5 s. po zakończeniu procesu lutowania dokonano oceny usuwania żużla potopnikowego z powierzchni próbek przeznaczonych do badań rozpływności. na rysunku 2 pokazano widok przykładowych próbek bezpośrednio po procesie lutowania z pozostałościami poszczególnych topników. pozostałości topnika na bazie boraksu i kwasu borowego (tbb) tworzą w miejscu jego oddziaływania szklistą powłokę, która jest trudno zmywalna wodą, przez co ich usunięcie jest utrudnione i wymaga stosowania dodatkowej obróbki. znacznie trudniej usuwa się pozostałości tego topnika ze złączy wykonanych przy użyciu lutu mosiężnego cu 301 niż srebrnego ag 244. spowodowane jest to wyższą temperaturą procesu topnik jest aktywny przez dłuższy czas, przez co jego pozostałości są bardziej nasycone tlenkami i przyczepne do podłoża, a tym samym trudniejsze do usunięcia. w przypadku topnika eco smart color change jego pozostałości w porównaniu pozostałościami topnika tbb są znacznie łatwiejsze do usunięcia. na powierzchni również tworzy się szklista powłoka, ale jest ona zmywalna topnik lut nr próbki podłoże cu-etp  stal s235jr pole  powierzchni  rozpływności  [mm2] średnie pole  powierzchni  rozpływności  [mm2] pole  powierzchni  rozpływności  [mm2] średnie pole  powierzchni  rozpływności  [mm2] tbb ag 244 1 181 160 110 942 130 80 3 169 91 cu 301 1 47 50 171 1542 51 165 3 53 126 eco smart color change ag 244 1 192 180 129 1312 158 122 3 190 143 cu 301 1 69 66 176 2182 62 205 3 67 273 eco smart high heat ag 244 1 183 158 121 1172 124 152 3 167 77 cu 301 1 59 59 256 2322 55 184 3 62 255 tablica iv. wyniki pomiarów rozpływności lutów ag 244 i cu 301 table iv. results of measurements of spreadability ag 244 and cu 301 brazes rys. 3. pole rozpływności lutów w zależności od rodzaju topnika i podłoża fig. 3. brazes surface areas depending on the flux and substrate type wodą i daje się stosunkowo łatwo usunąć bez stosowania dodatkowych zabiegów. również łatwiej jest ją usunąć, gdy temperatura lutowania jest niższa, czyli z połączeń wykonanych spoiwami srebrnymi. najłatwiejsze do usunięcia spośród wszystkich badanych topników są pozostałości topnika eco smart high heat. jest to spowodowane jego szerokim zakresem tem33przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 rys. 4. przykładowe pola rozpływności lutów twardych na podłożu miedzianym z użyciem topnika: a) i b) tbb, c) i d) eco smart color change, e) i f) eco smart high heat fig. 4. illustrative surface areas of spreadability of brazes on the copper surface with use of flux: a) and b) tbb, c) and d) eco smart color change, e) and f) eco smart high heat a) b) c) d) e) f) peratury aktywności oraz wydłużonym czasem działania, przez co nie ulega on szybkiej degradacji. pozostałości topnika nie tworzą szklistej powłoki i są łatwo zmywalne wodą. w tablicy iii przedstawiono ocenę usuwania pozostałości topników wybranych do badań po procesie lutowania w zależności od rodzaju użytego spoiwa, w odniesieniu do 5-cio stopniowej skali. po oczyszczeniu z pozostałości topnika wszystkie próbki sfotografowano, aby przeprowadzić pomiary pól powierzchni rozpływności. do tego celu użyto program dp-soft olympus do cyfrowej obróbki zdjęć mający funkcję planimetrowania powierzchni. wyniki pomiarów rozpływności na podłożu miedzianym i stalowym z użyciem badanych topników tbb, eco smart color change i eco smart high heat zestawiono w tablicy iv i pokazano na rysunku 3. widok wybranych pół powierzchni rozpływności pokazano na rysunkach 4 i 5. na podłożu miedzianym większą rozpływność wykazuje lut ag 244. największą średnią powierzchnię rozpływności, równą 180 mm2, uzyskano przy użyciu topnika eco smart color change. rozpatrując natomiast podłoże stalowe większą rozpływnością charakteryzuje się lut na osnowie miedzi. zastosowanie topnika eco smart high heat umożliwiło uzyskanie największego średniego pola powierzchni rozpływności wynoszącego 232 mm2. do wyznaczenia kątów zwilżania, próbki przecięto w połowie rozpłyniętej kropli lutu i przygotowano zgłady metalorys. 5. przykładowe pola rozpływności lutów twardych na podłożu stalowym z użyciem topnika: a) i b) tbb, c) i d) eco smart color change, e) i f) eco smart high heat) fig. 5. illustrative surface areas of spreadability of brazes on the copper surface with use of flux: a) and b) tbb, c) and d) eco smart color change, e) and f) eco smart high heat rys. 6. zwilżalność miedzi i stali w zależności od rodzaju lutu i topnika fig. 6. the wettability of copper and steel, depending on the braze and flux type graficzne, które następnie obserwowano pod mikroskopem świetlnym firmy olympus, sprzężonym z kamerą i programem toupview. umożliwiło to graficzne wyznaczenie kątów zwilżania poszczególnych próbek. w tablicy v zamieszczono wartości kątów zwilżania oraz obliczone wartości średnie. wartość kąta zwilżania θ podana w tablicy v jest wartością średnią z pomiarów z lewej i prawej strony kropli lutu. wyniki przedstawione zostały dodatkowo na wykresie (rys. 6). przykładowe zwilżanie lutami ag 244 i cu 301 podłoża miedzianego i stalowego przedstawiono odpowiednio na rysunku 7 oraz 8. a) b) c) d) e) f) 34 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 topnik lut nr próbki podłoże miedziane cu-etp podłoże stalowe s235jr kąt zwilżania  θ [°] średni kąt  zwilżania θ [°]  kąt zwilżania  θ [°] średni kąt  zwilżania θ [°]  tbb ag 244 1 5,0 6,2 6,0 8,82 6,0 11,0 3 7,5 9,5 cu 301 1 18,0 19,0 6,0 7,22 20,0 3,5 3 19,0 12,0 eco smart color change ag 244 1 6,5 6,3 6,5 6,32 7,0 6,5 3 5,5 6,0 cu 301 1 24,0 20,7 4,5 5,02 19,0 5,5 3 19,0 5,0 eco smart high heat ag 244 1 6,5 6,7 7,5 7,52 9,5 5,5 3 4,0 9,5 cu 301 1 29,5 25,5 3,0 4,72 19,0 5,5 3 28,0 5,5 tablica v. wyniki pomiarów rozpływności lutów ag 244 i cu 301 table v. results of measurements of spreadability ag 244 and cu 301 brazes rys. 7. zwilżalność lutów twardych na podłożu miedzianym przy użyciu topnika: a) i b) tbb, c) i d) eco smart color change, e) i f) eco smart high heat fig. 7. wettability of brazes on the copper surface with use of flux: a) and b) tbb, c) and d) eco smart color change, e) and f) eco smart high heat rys. 8. zwilżalność lutów twardych na podłożu stalowym przy użyciu topnika: a) i b) tbb, c) i d) eco smart color change, e) i f) eco smart high heat) fig. 8. wettability of brazes on the steel surface with use of flux: a) and b) tbb, c) and d) eco smart color change, e) and f) eco smart high heat a) b) c) d) e) f) a) b) c) d) e) f) 35przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 badania zwilżalności lutów ag 244 i cu 301 na podłożu miedzianym i stalowym przy użyciu topników ekologicznych wykazały, że spełniają one warunki dobrej lutowności. kąty zwilżania nie przekraczają 30°. zwilżalność lutu na osnowie srebra na podłożu miedzianym jest o wiele lepsza, niż lutu na bazie miedzi i wynosi średnio 7°. najlepszą zwilżalność osiągnięto dla lutu cu 301 na podłożu stalowym, zarówno z użyciem topnika eco smart color change, jak i eco smart high heat. w obydwu przypadkach średni kąt zwilżania wynosił 5°. badania metalograficzne badania metalograficzne przeprowadzono w celu sprawdzenia, czy w zależności od rodzaju użytego topnika, w lutowinie po procesie lutowania pozostają niezgodności lutownicze tj. pozostałości żużla potopnikowego i/lub pęcherze gazowe. przygotowano dwa rodzaje złączy lutowanych – zakładkowe (rys. 9a) i złącze z otworem nieprzelotowym (rys. 9b) tzw. złącze nietechnologiczne (zamknięte bez przejścia topnika i lutu na drugą stronę połączenia). złącza z otworem nieprzelotowym stosowane są m. in. w produkcji narzędzi górniczych np. noży promieniowych ze słupkami węglikowymi do kombajnów pracujących w kopalniach węgla kamiennego. rys. 9. przygotowanie do lutowania: a) dla złącza zakładkowego, b) dla złącza z otworem nieprzelotowym fig. 9. preparation for brazing: a) for the lap joint, b) for the joint with a blind hole a) b) rys. 10. zależność średnicy spoiwa (d) od szerokości szczeliny (s) i długości złącza (t) [8] fig. 10. dependence of braze diameter (d) on the width (s) and the joint length (t) [8] do wykonania złącza zakładkowego użyto blaszek stalowych o wymiarach: szerokość l= 25 mm i grubość g= 2 mm. długość zakładki (x) wyznaczona z równania: x= (3 ÷ 6)g wynosiła 12 mm [9]. szerokość szczeliny rys. 11. makrostruktura złącza stalowego wykonanego przy użyciu lutu ag 244 i topnika tbb: a), b) i c) nieciągłości, d) poprawnie wykonany fragment złącza, e) i f) pęcherze gazowe fig. 11. macrostructure of steel joint made with use ag 244 braze and tbb flux: a), b) and c) discontinuities, d) correctly made fragment of joint, e) and f) gas pores a) b) c) d) e) f) ustalono za pomocą stalowych drucików dystansowych o średnicy 0,2 mm. aby poprawnie wypełnić szczelinę lutowniczą przy użyciu spoiwa ułożonego tak jak na rysunku 9a, powinno ono mieć średnicę równą 2 mm [8]. do obliczenia średnicy lutu w kształcie pierścionka użytego do wykonania złącza z otworem nieprzelotowym (rys. 9b), posłużono się wykresem przedstawionym na rysunku 10. jak wynika z wykresu, do wypełnienia szczeliny lutowniczej (s) o szerokości 0,15 mm (na stronę) i długości zakładki (t) 12 mm (głębokość otworu nieprzelotowego) należy użyć lutu o średnicy (d) 1,5 mm. wynik odczytany z wykresu potwierdzono również obliczeniami. 36 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 wykonane złącza przecięto w połowie przy użyciu tarczy diamentowej i zainkludowano w żywicy epoksydowej. przygotowane zgłady metalograficzne szlifowano na wodnych papierach ściernych o gradacji od 400 do 2400, a następnie polerowano przy użyciu diamentowej pasty polerskiej o wielkości ziarna 1 µm. na rysunku 11 pokazano makrostrukturę złącza do wykonania którego użyto niewłaściwie dobrane materiały dodatkowe – lut ag 244 i topnik tbb. niewłaściwe dopasowanie temperatury topnienia topnika i lutu powodują występowanie w lutowinie dużej ilości niezgodności lutowniczych. występują nieciągłości (rys. 11a÷11c) spowodowane pozostałościami żużla potopnikowego. topnik osiągnął zbyt późno (w stosunku do lutu) temperaturę aktywności w związku z czym znaczna ilość jego pozostałości została uwięziona w lutowinie. ponadto w lutowinie można zaobserwować niedużą ilość pęcherzy gazowych (rys. 11e i 11f) występujących po przeciwnej stronie złącza w stosunku do strony, z której podawany był lut. na rysunku 12 pokazano przekrój złącza lutowanego wykonanego przy użyciu lutu mosiężnego cu 301 również w połączeniu z topnikiem tbb. w tym przypadku zakres temperatury topnienia obydwu materiałów dodatkowych dobrany był właściwie. rys. 13. przekrój złącza stalowego wykonanego przy użyciu lutu ag 244 i topnika eco smart color change – brak niezgodności lutowniczych fig. 13. cross section of steel joint made with use ag 244 braze and eco smart color change flux incompliance brazing rys. 14. przekrój złącza stalowego wykonanego przy użyciu lutu cu 301 i topnika eco smart color change – brak niezgodności lutowniczych fig. 14. cross section of steel joint made with use cu 301 braze and eco smart color change flux – incompliance brazing w przypadku prawidłowo dobranych względem siebie materiałów dodatkowych, w lutowinie występują tylko śladowe ilości niezgodności w postaci pęcherzy gazowych. występują one na początku i na końcu złącza zakładkowego. złącza wykonane przy użyciu ekologicznego topnika eco smart color change nie wykazują niezgodności lutowniczych, zarówno w lutowinie utworzonej z lutu ag 244 jak i cu 301(rys. 13 i 14). z uwagi na stosunkowo szeroki zakres temperatur aktywności topnik ten dobrze nadaje się do lutowania z lutami na osnowie srebra i miedzi, stanowiących dużą grupę powszechnie stosowanych spoiw twardych. podobna sytuacja ma miejsce w przypadku złączy wykonanych przy użyciu topnika eco smart high heat i spoiw ag 244 i cu 301 (rys. 15 i 16). jedynie w lutowinie utworzonej a) b) c) d) a) b) c) d) rys. 15. przekrój złącza stalowego wykonanego przy użyciu lutu ag 244 i topnika eco smart high heat: a)÷c) brak niezgodności lutowniczych, d) pęcherz gazowy fig. 15. cross section of steel joint made with use ag 244 braze and eco smart high heat flux: a)÷c) incompliance brazing, d) gas pores a) b) c) d) a) b) c) d) rys. 12. przekrój złącza stalowego wykonanego przy użyciu lutu cu 301 i topnika tbb: a) i d) pęcherze gazowe, b) i c) poprawnie wykonany fragment złącza fig. 12. cross section of steel joint made with use cu 301 braze and tbb flux: a) and d) gas pores), b) and c) correctly made fragment of joint 37przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 rys. 17. makrostruktura złączy stalowych z otworem nieprzelotowym wykonanych przy użyciu lutu srebrnego ag 244 (a, c, e) i mosiężnego cu 301 (b, d, f) fig.  17. macrostructure of steel joint with a blind hole made with use ag 244 silver braze (a, c, e) and cu 301 brass braze (b, d, f) rys. 18. schemat wypełniania szczeliny lutowniczej przez ciekły lut w złączach z gniazdem zamkniętym fig. 18. diagram of filling braze gap liquid solder in socket closed joints rys. 16. przekrój złącza stalowego wykonanego przy użyciu lutu cu 301 i topnika eco smart high heat – brak niezgodności lutowniczych fig. 16. cross section of steel joint made with use cu 301 braze and eco smart high heat flux incompliance brazing a) b) c) d) z lutu srebrnego, po stronie przeciwnej do strony z której podawano lut, zauważyć można niewielki pęcherz gazowy (rys. 15 d). badania metalograficzne wykonano również dla złączy z otworem nieprzelotowym – tzw. złączy nietechnologicznych. na rysunku 17 pokazano makrostrukturę wykonanych próbek z zaznaczonymi fragmentami złącza, w których występują niezgodności lutownicze. są to nieciągłości spowodowane pozostałościami żużla potopnikowego i niedolutowania. tylko w przypadku złącza wykonanego przy użyciu topnika eco smart high heat w połączeniu z lutem mosiężnym nie stwierdzono żadnych niezgodności lutowniczych (rys. 17f). w pozostałych złączach wykonanych przy użyciu topników ekologicznych można zauważyć pewną prawidłowość – mianowicie nieciągłości występujące w lutowinie wypełniającej szczelinę przy dnie otworu (rys. 17c÷17e). w przypadku złączy wykonanych przy użycia topnika na bazie boraksu i kwasu borowego (tbb) nieciągłości te występują również w lutowinie wypełniającej szczelinę przy powierzchni bocznej próbki (rys. 17a i 17b). nieciągłości występujące w lutowinie przy dnie otworu spowodowane są pozostałościami żużla potopnikowego, który został uwięziony w lutowinie. jak pokazano na rysunku 18 topnik oczyszczając chemicznie powierzchnię elementów lutowanych wydostaje się na zewnątrz w postaci żużli i pęcherzy gazowych. część topnika, tworząca żużel potopnikowy, zostaje uwięziona w dolnej części złącza. wytrzymałość mechaniczna takich złączy zależy w dużej mierze od prawidłowego wypełnienia szczeliny lutowniczej na obwodzie złącza, a nie od powierzchni czołowej. dlatego nieciągłości występujące w złączach wykonanych przy użyciu topników ekologicznych nie powinny stanowić zmniejszenia ich funkcjonalności. 38 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 literatura [1] mirski z.: spajanie węglików spiekanych ze stalą, oficyna wydawnicza politechniki wrocławskiej, wrocław 2012. [2] nowacki j., chudziński m., zmitrowicz p.: lutowanie w budowie maszyn, wnt, warszawa 2007. [3] pilarczyk j. (red.): poradnik inżyniera. spawalnictwo, tom 2, wyd. ii, wnt, warszawa 2014. [4] radomski t., ciszewski a.: lutowanie, wnt, warszawa 1985. [5] rozporządzenie (we) nr 1907/2006 parlamentu europejskiego i rady z dnia 18 grudnia 2006 r. [6] www.harrisproductsgroup.eu [7] www.alfasc.pl/topniki.html [8] zimmermann k.f.: das löten mit lotformteilen, technik die verbindet, berichte aus forschung und praxis, degussa, zeszyt nr 11, hanau 1975. [9] zimmermann k.f.: lötgerechtes konstruieren, technik die verbindet, berichte aus forschung und praxis, degussa, zeszyt nr 9, hanau 1975. [10] pn-en iso 17672:2010 lutowanie twarde – spoiwa. [11] harris: poradnik lutowania miękkiego i twardego, dzierżoniów 2016. [12] drzeniek h.: nowe materiały lutownicze do lutowania miękkiego i twardego, referat, 4. międzynarodowa konferencja lutownicza, 23-25 września 2013, wrocław. [13] mirski z., granat k.: topniki lotne – właściwości, zastosowanie i warunki bhp, przegląd spawalnictwa, nr 2-3/2007, s. 28-34. [14] mirski z., bulica a.: topniki lotne. właściwości i zastosowanie w instalacjach rurowych, polski instalator, nr 1/2005, s. 40-44. [15] european chemicals agency: recommendation of the european chemi-european chemicals agency: recommendation of the european chemicals agency of 1 july 2015 for the inclusion of substances in annex xiv to reach (list of substances subject to authorisation), s. 1-9. [16] piwowarczyk t., harapińska e., wojdat t.: trendy rozwojowe technologii lutowania i metod kontrolnych, przegląd spawalnictwa, nr 9/2016. [17] piwowarczyk t.: projektowanie i wytwarzanie lutowanych ram rowerowych, przegląd spawalnictwa, nr 9/2016. [18] winiowski a., majewski d.: jakość w lutowaniu twardym i lutospawaniu – kwalifikowanie technologii i personelu, metody badań, przegląd spawalnictwa, nr 9/2016. podziękowanie autorzy artykułu składają serdeczne podziękowania dla firm: alfa i euromat z wrocławia oraz harris calorific international z dzierżoniowa za udostępnienie materiałów dodatkowych do badań . wnioski na podstawie przeprowadzonej analizy porównawczej topników ekologicznych z topnikiem na bazie boraksu i kwasu borowego, można sformułować następujące wnioski: – topniki ekologiczne, z uwagi na szeroki zakres temperatury aktywności mogą być stosowane w procesach lutowania twardego z szeroką grupą lutów twardych – głównie na osnowie srebra i miedzi; – topniki ekologiczne zapewniają bardzo dobre zwilżanie i rozpływanie się lutów twardych na badanych podłożach stalowych i miedzianych; – pozostałości żużli z topników ekologicznych są stosunkowo łatwo rozpuszczalne w wodzie i są znacznie łatwiejsze do usunięcia w porównaniu z pozostałościami żużli potopnikowych na bazie boraksu i kwasu borowego. ma to duże znaczenie w przypadku złączy o skomplikowanym kształcie; – złącza wykonane przy użyciu topników ekologicznych charakteryzują się mniejszą ilością niezgodności lutowniczych w postaci pęcherzy gazowych i nieciągłości. umożliwiają poprawne wykonanie złączy lutowanych o wysokiej jakości nie powodując przy tym zagrożenia dla zdrowia lutowaczy. ps 10 2016 www.pdf 35przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 nieniszczące badania płyt włóknisto-cementowych  z wykorzystaniem emisji akustycznej non-destructive testing of fiber-cement board using acoustic emission method dr inż. tomasz gorzelańczyk, dr hab. inż. krzysztof schabowicz, mgr inż. mateusz szymków – politechnika wrocławska. autor korespondencyjny/corresponding author: k.schabowicz@pwr.edu.pl streszczenie w artykule przedstawiono propozycję zastosowania do badania płyt włóknisto-cementowych nieniszczącą metodę emisji akustycznej. badaniom poddano łącznie 4 serie materiałów włóknisto-cementowych oznaczonych literami a, aw, b i bw. dwie serie a i b stanowiły losowo wybrane płyty dostępne na rynku budowlanym, które następnie poddano procesowi wypalenia w temperaturze 230 °c – seria aw i bw. uzyskano ciekawe rezultaty badań, które pozwoliły odróżnić proces niszczenia zawartych w materiale włókien od procesu niszczenia samej matrycy. słowa kluczowe: badania nieniszczące; płyty włóknisto-cementowe; emisja akustyczna abstract this article show proposition of using acoustic emission as a non-destructive method for testing fiber-cement board. for testing was used four series of fiber-cement board marked a, aw, b, bw. two series a and b was randomly selected from available board in market, which then were subjected to burn-out at 230 °c – a series of aw and bw. obtained interesting results of research which helps describe destruction process of fibers and cement matrix. keywords:  non-destructive testing; fiber-cement board; acoustic emission wstęp płyty włóknisto-cementowe najczęściej stosowane są jako okładziny elewacji wentylowanych montowane na podkonstrukcji [1,2]. widok przykładowych elewacji z wykorzystaniem takich płyt pokazano na rysunku 1. okładziny elewacyjne narażone są na duże obciążenia w wyniku parcia i ssania wiatru, ale również na bardzo zmienne warunki klimatyczne. stąd też materiał ten musi być dokładnie sprawdzony przed wbudowaniem, a przede wszystkim w trakcie jego wytwarzania. istotnym jest wówczas sprawdzenie składu mieszanki oraz ilości i sposobu rozłożenia włókien celulozowych i pva. nieprawidłowo rozłożone włókna nie tworzą przestrzennej siatki zbrojeniowej, co sprawia, że płyta nie posiada wymaganych parametrów wytrzymałościowych i przede wszystkim trwałości. kontrola prawidłowości rozłożenia włókien wewnątrz płyty jest bardzo trudna. jedną z metod kontroli płyt jest normowe badanie wytrzymałości na zginanie dla wybranych partii, na podstawie pobranych z nich próbek o wymiarach 250x250 mm [3]. jest to metoda zgrubna i obarczona dużym błędem, a duża zmienność w wytrzymałości tych próbek świadczyć może zarówno o nierównomiernym rozłożeniu w nich włókien, ale także o niejednorodności samej matrycy cementowej. potrzebna byłaby zatem dokładniejsza metoda, która pozwoliłaby na obserwację, jak „zachowuje się” płyta włóknisto-cementowa z włóknami z różną ich zawartością lub wręcz w przypadku ich braku. w literaturze opisano różne metody badania płyt włóknisto-cementowych [4÷9], ale zauważa się brak metody, która pozwoliłaby odróżnić proces niszczenia zawartych w materiale włókien od procesu niszczenia samej matrycy cementowej i tym samym szacować zawartość włókien. autorzy niniejszej pracy zaproponowali zastosowanie do takiej obserwacji metodę emisji akustycznej, którą wykorzystali do badania wybranych płyt dostępnych na rynku budowlanym. opis badań badaniom poddano 4 serie materiałów włóknisto-cementowych oznaczonych literami a, aw, b i bw, których tomasz gorzelańczyk, krzysztof schabowicz, mateusz szymków przeglad welding technology review 36 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 podstawowe parametry zamieszczono w tablicy i. badane próbki zostały wycięte z większych fragmentów płyt włóknisto-cementowych i miały wymiary 8x20x100 mm. z każdej serii przebadano po 6 próbek. próbki oznaczone przez aw i bw różniły się od próbek oznaczonych literami a i b obróbką cieplną. obróbki cieplnej tych próbek dokonano w piecu laboratoryjnym w temperaturze 230 °c przez ok. 2 godziny. obróbka cieplna miała na celu zniszczenie (wypalenie) włókien celulozowych oraz włókien pva znajdujących się w składzie badanych płyt. badania procesu niszczenia płyt włóknisto-cementowych podczas trójpunktowego zginania, przeprowadzono z wykorzystaniem mikroprasy pascal (3 kn) oraz jednoczujnikowego zestawu do badań metodą emisji akustycznej. widok zestawu aparatury do badań metodą emisji akustycznej pokazano przykładowo na rysunku 2. rys. 1. przykładowe elewacje wentylowane z wykorzystaniem płyt włóknisto-cementowych na budynku mieszkalnym i użyteczności publicznej fig. 1. ventilated façade with fiber-cement boards, examples of implementation housing and civil building l.p. 1 2 3 4 oznaczenie próbki a aw b bw szerokość próbki [mm] 20 20 20 20 grubość płyty [mm] 8 8 8 8 rodzaj płyty włóknisto -cementowa barwiona w masie włóknisto -cementowa barwiona w masie włóknisto -cementowa malowana włóknisto -cementowa malowana obróbka cieplna   w temperaturze 230 °c nie tak nie tak wytrzymałość na zginanie  badanych próbek [mpa] wyznaczona wg wzoru podanego   w p. 7.3.2.4.1 normy [3] 32,18 13,20 36,40 7,18 gęstość objętościowa [kg/m3] 1550 nie określano 1600 nie określano widok płyty tablica i. podstawowe parametry badanych próbek płyt włóknisto-cementowych table i. basic parameters of the tested fiber-cement boards samples rys. 2. zestaw aparatury do badań metodą emisji akustycznej fig. 2. test equipment of acoustic emission method 37przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 w trakcie trójpunktowego zginania próbek włóknistocementowych rejestrowanymi deskryptorami emisji akustycznej w funkcji czasu były liczba zliczeń ea oraz energia zdarzeń ea. proces zginania był prowadzony ze stałym przyrostem przemieszczenia trawersy maszyny wytrzymałościowej wynoszącym 0,1 mm/m. wyniki badań i ich analiza na rysunkach 3÷6 pokazano przykładowy zapis liczby zliczeń emisji akustycznej w funkcji czasu oraz zapis energii zdarzeń emisji akustycznej w funkcji czasu wraz z naniesionym wykresem przyrostu siły, odpowiednio dla badanych serii próbek a, aw, b i bw. na podstawie analizy rysunków 3 i 4 widać istotną różnicę w procesie niszczenia badanych próbek serii a i aw. jak widać z tych rysunków, obróbka cieplna istotnie wpływa na charakter zapisu liczby zliczeń ea i energię zdarzeń ea. w przypadku próbek serii a obserwuje się niewielką aktywność akustyczną w prawie całym procesie. dopiero tuż przed momentem zniszczenia próbki (przy poziomie 98% siły niszczącej) następuje bardzo znaczący wzrost zarówno liczby zliczeń jak i energii zdarzeń emisji akustycznej. w przypadku próbek serii aw nie obserwuje się rys. 3. zapis dla próbki serii a: a) liczby zliczeń emisji akustycznej, b) energii zdarzeń emisji akustycznej wraz z naniesionym wykresem przyrostu siły fig. 3. recording for the sample series a: a) the number of acoustic emission counts, b) the energy of acoustic emission events and graph of strength increase żadnej aktywności akustycznej do momentu zniszczenia. w momencie zniszczenia występuje jeden gwałtowny wzrost rejestrowanych deskryptorów. jeżeli chodzi o próbki serii b i bw, to analizując rysunki 5 i 6 widać, że proces ich niszczenia jest analogiczny do próbek serii a i aw. z tym, że w przypadku próbek serii b (rys. 5a) widać większą aktywność akustyczną i wyższą wartość zarejestrowanej energii zdarzeń emisji akustycznej znacznie wcześniej przed osiągnięciem zniszczenia próbki, bo już przy poziomie około 88% siły niszczącej. również zarejestrowana wartość energii zdarzeń ea jest znacznie wyższa niż w przypadku próbek serii a. zdaniem autorów różnica ta może świadczyć o większej ilości włókien zarówno celulozowych jak również pva w składzie płyt włóknisto-cementowych serii b lub też ich wyższej wytrzymałości. fakt ten może mieć również związek ze sposobem rozmieszczenia włókien w strukturze badanego materiału. z kolei wykorzystywane w pracy próbki serii aw i bw (po obróbce cieplnej) miały na celu pomóc odróżnić proces niszczenia zawartych w materiale włókien od procesu niszczenia samej matrycy. autorzy mają pewne sugestie dotyczące tego faktu, jednak zagadnienie to okazuje się być bardziej złożone, stąd też wymaga jeszcze przeprowadzenia dodatkowych analiz, których rezultaty na pewno będą przedmiotem kolejnych publikacji. rys. 4. zapis dla próbki serii aw: a) liczby zliczeń emisji akustycznej, b) energii zdarzeń emisji akustycznej wraz z naniesionym wykresem przyrostu siły fig. 4. recording for the sample series aw: a) the number of acoustic emission counts, b) the energy of acoustic emission events and graph of strength increase a) b) a) b) 38 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 rys. 5. zapis dla próbki serii b: a) liczby zliczeń emisji akustycznej, b) energii zdarzeń emisji akustycznej wraz z naniesionym wykresem przyrostu siły fig. 5. recording for the sample series b: a) the number of acoustic emission counts, b) the energy of acoustic emission events and graph of strength increase rys. 6. zapis dla próbki serii bw: a) liczby zliczeń emisji akustycznej, b) energii zdarzeń emisji akustycznej wraz z naniesionym wykresem przyrostu siły fig. 6. recording for the sample series bw: a) the number of acoustic emission counts, b) the energy of acoustic emission events and graph of strength increase a) b) a) b) podsumowanie w artykule przedstawiono propozycję zastosowania do badania płyt włóknisto-cementowych metodę emisji akustycznej. badaniom poddano łącznie 4 serie materiałów włóknisto-cementowych oznaczonych literami a, aw, b i bw. dwie serie a i b stanowiły losowo wybrane płyty dostępne na rynku budowlanym, które następnie poddano procesowi obróbki cieplnej w temperaturze 230 °c – seria aw i bw. uzyskano ciekawe rezultaty badań, które pozwoliły odróżnić proces niszczenia zawartych w materiale włókien od procesu niszczenia samej matrycy. ponieważ autorzy nie spotkali się dotychczas z podobnymi badaniami w literaturze, należy sądzić, że znajomość przedmiotowego procesu niszczenia oraz opracowanie własnej metodyki badań, pozwoli w przyszłości oceniać jakość badanych materiałów włóknisto-cementowych zarówno pod kątem jakości samej matrycy cementowej, ale przede wszystkim ilości, wytrzymałości i sposobu rozmieszczenia włókien w badanym materiale. literatura [1] informacje ze strony internetowej: http://www.euronit.de/ [2] informacje ze strony internetowej: http://www.cembrit.com/ [3] pn-en 12467:2013-03e płyty płaskie włóknisto-cementowe. charakterystyka wyrobu i metody badań. [4] r. drelich, t. gorzelańczyk, m. pakuła, k. schabowicz: automated control of cellulose fibre cement boards with a non-contact ultrasound scanner, automation in construction, 57, s. 55-63, 2015. [5] t. gorzelańczyk, k. schabowicz: non-destructive testing of moisture in cellulose fiber cement boards, 11th european conference on non-destructive testing (ecndt), prague, 2014. [6] t. gorzelańczyk, k. schabowicz: badania płyt włóknisto-cementowych zawierających materiały z recyklingu, materiały budowlane, nr 10, s. 27-29, 2015. [7] t. gorzelańczyk, k. schabowicz: rewitalizacja elewacji budynków z zastosowaniem płyt włóknisto-cementowych, materiały budowlane, nr 11, s. 163-165, 2015. [8] z. ranachowski, d. jóźwiak-niedźwiedzka, a.m. brandt, t. dębowski: application of acoustic emission method to determine critical stress in fibre reinforced mortar beams, archives of acoustics, vol.37, nr 3, s. 261-268, 2012. [9] k. schabowicz, z. ranachowski, d. jóźwiak-niedźwiedzka, ł. radzik, jr. s. kudela, t. dvorak: application of x-ray microtomography to quality assessment of fibre cement boards, construction and building materials, vol. 110, s. 182-188, 2016. [10] tomasz gorzelańczyk, krzysztof schabowicz: nieniszczące badania wilgotności płyt włóknisto-cementowych metodą dielektryczną, przegląd spawalnictwa, vol 86, no 11 (2014). 201509_pspaw.pdf 70 przegląd spawalnictwa vol. 87 9/2015 badania naprężeń własnych w powłokach metalowych natryskiwanych na podłoże ceramiki al2o3 determination of residual stresses in metal coatings thermally sprayed on al2o3 substrate dr hab. inż. dariusz golański, prof pw; prof. dr hab. inż. małgorzata kujawińska; dr hab. inż. tomasz chmielewski, prof. pw; mgr inż. grzegorz dymny; dr inż. jolanta zimmerman – politechnika warszawska. autor korespondencyjny/corresponding author: dgol@wip.pw.edu.pl streszczenie w pracy przedstawiono wyniki badań i analizy naprężeń własnych w powłokach tytanowych i miedzianych nanoszonych na podłoże ceramiki al2o3 metodą natryskiwania naddźwiękowego hvof. naprężenia wyznaczano w sposób eksperymentalny, analityczny oraz numeryczny z wykorzystaniem takich narzędzi jak metoda rentgenowska (x-ray), pomiary krzywizny wygięcia, metoda interferometrii siatkowej oraz numeryczne modelowanie (mes). dokonano porównania naprężeń w natryskiwanych powłokach ti i cu. wszystkie metody wykazały występowanie naprężeń rozciągających w powłoce o wartościach zróżnicowanych zależnych od metody badań. słowa kluczowe: naprężenia własne, natryskiwanie termiczne, metody pomiaru abstract the paper presents the results of research and analysis of residual stresses in titanium and copper coatings deposited onto al2o3 substrate using hvof thermal spraying method. residual stresses were determined in an experimental way, analytical and numerical using x-ray method, sample curvature measurement, grating interferometry method and numerical modeling (fem). a comparison of the stresses obtained in the ti and cu sprayed coatings has been performed. all the methods showed the presence of tensile stresses in the coating of different magnitude depending on the applied method. keywords: residual stresses, thermal spraying, measurement methods wstęp procesy natryskiwania termicznego należą do jednych z najbardziej uniwersalnych metod modyfikacji powierzchni [1]. w szczególności zastosowanie tej technologii do wytwarzania powłok metalowych na podłożu ceramiki konstrukcyjnej (m.in. al2o3, zro2, aln i inne) może przynieść szereg korzyści. zaawansowana ceramika konstrukcyjna jest coraz szerzej stosowana w wielu gałęziach przemysłu np. optoelektronice, przemyśle jądrowym, energetycznym, półprzewodnikowym czy w technice wysokiej próżni. w wielu aplikacjach ceramika musi być łączona z metalami, co w przypadku tak zróżnicowanej pod względem właściwości pary materiałów wymaga odpowiedniego przygotowania powierzchni ceramicznej, najczęściej poprzez jej metalizowanie za pomocą długotrwałych procesów termicznych [2]. możliwość uzyskania powłoki metalizacyjnej na podłożu ceramicznych w procesie natryskiwania termicznego może przynieść szereg korzyści takich jak znaczące przyspieszenie wytwarzania powłok metalizacyjnych oraz obniżenie kosztów przy znacznie mniejszym stopniu skomplikowania całego procesu. tak jak przy samym spajaniu materiałów ceramicznych z metalami, tak i w procesie natryskiwania materiałów metalowych na podłoże ceramiczne mamy do czynienia ze znaczącą dariusz golański, małgorzata kujawińska, tomasz chmielewski, grzegorz dymny, jolanta zimmerman różnicą właściwości cieplno-fizycznych oraz mechanicznych obu materiałów, które prowadzić będą do generowania pewnego stanu naprężeń własnych w układzie powłoka/ podłoże [3]. wielkość i rozkład tych naprężeń może wpływać na wytrzymałość złącza jeśli powłoka pracować będzie w warunkach zróżnicowanych obciążeń eksploatacyjnych. w szczególności, niekorzystny rozkład naprężeń własnych powstały po na granicy powłoka/podłoże lub w samej powłoce po procesie natryskiwania może być przyczyną szybszej degradacji czy delaminacji powłoki a nawet do powstania pęknięć w powłoce, które doprowadzą do skrócenia trwałości powłoki [4]. dlatego też stan naprężeń własnych w natryskiwanych na podłoże ceramiczne powłokach metalowych stanowi jedno z ważniejszych zagadnień badawczych, które wpływa na trwałość eksploatacyjną powłoki. w niniejszej pracy przedstawiono wyniki badań oraz analizy naprężeń własnych w powłokach tytanowych i miedzianych nanoszonych na podłoże ceramiki al2o3 metodą natryskiwania płomieniowego naddźwiękowego (hvof). naprężenia wyznaczano w sposób eksperymentalny, analityczny oraz numeryczny z wykorzystaniem takich narzędzi jak metoda rentgenowska (x-ray), pomiary krzywizny wygięcia, metoda interferometrii siatkowej (is) oraz modelowanie 71przegląd spawalnictwa vol. 87  9/2015 numeryczne metodą elementów skończonych (mes) w celu porównania i weryfikacji wyników z różnych technik badawczych. materiały do badań badaniom poddano próbki z powłokami tytanowymi oraz miedzianymi, które nanoszono na podłoże ceramiki al2o3 (płytki o wymiarach 20x30x0,6 mm) w procesie natryskiwania cieplnego metodą hvof. materiał powłokowy w formie drobnoziarnistego (o średnicy ok. 50μm) czystego proszku ti i cu natryskiwano na podłoże al2o3 za pomocą systemu hv-50 z palnikiem jp-5000. otrzymane powłoki były ciągłe i jednorodne bez widocznych śladów pęknięć czy odwarstwienia. w jednym procesie wykonano natryskiwanie serii pięciu próbek dla każdego badanego materiału powłokowego uzyskując średnią grubość powłoki na poziomie 0,119 mm oraz 0,085 mm odpowiednio dla powłoki ti oraz cu. badania naprężeń własnych w powłokach przeprowadzono badania naprężeń własnych w wytworzonych powłokach za pomocą trzech metod badawczych: rentgenowskiej, interferometrii siatkowej oraz poprzez pomiary krzywizny wygięcia próbek, a także przeprowadzono modelowanie numeryczne naprężeń własnych w modelach odzwierciedlających badane próbki. metoda rentgenowska (x-ray) przeprowadzono badania naprężeń własnych w natryskiwanych powłokach tytanowych i miedzianych otrzymanych w wyniku natryskiwania na podłoże ceramiki al2o3 metodą płomieniową naddźwiękową (hvof). próbki miały kształt prostokątna 20x30x0,6 mm, a średnie grubości poszczególnych powłok wynosiły: 0,119 mm dla ti i 0,085 mm dla cu. próbki zostały zbadane w celu wyznaczenia charakterystyki naprężeniowej powłok w ich warstwie przypowierzchniowej o grubości do kilkunastu mikrometrów, na obszarze o powierzchni ok. 2 mm2 zlokalizowanym w strefie środkowej powłoki. pomiar naprężeń własnych poprzedzono rentgenowską analizą fazową. wszystkie pomiary wykonano za pomocą dyfraktometru d8 discover (firmy bruker) wyposażonego w detektor pozycyjnie czuły lynxeye o kątowym zakresie detekcji równym 2,6° oraz optykę wiązki pierwotnej polycap z kolimatorem typu pinhole o aperturze 1,0 mm. zastosowano promieniowanie filtrowane serii cokα (λ = 1,79026 å). naprężenia własne wyznaczono w oparciu o klasyczną metodę sin2ψ [5]. o wyborze danych refleksów dyfrakcyjnych dla przeprowadzenia pomiaru i analizy stanu naprężeń własnych decydowało położenie pików względem refleksów od materiału podłoża (al2o3), na które nie mogły one zachodzić, szczególnie wobec braku znajomości tekstury krystalograficznej wykorzystanego al2o3. do pomiarów naprężeń własnych w powłoce cu wykorzystano refleks {200}. stałe sprężyste obliczone dla tego refleksu zgodnie z modelem reussa wynoszą e200=66,69 gpa, ν200=-0,419 (ebulk=109,32 gpa). do pomiarów naprężeń własnych w powłoce ti wykorzystano refleks {101}. stałe sprężyste obliczone dla tego refleksu zgodnie z modelem reussa wynoszą: e101=125,9 gpa, ν101= -0,310 (ebulk =129,83 gpa). w tabeli 1 przedstawiono wyniki obliczonych naprężeń głównych (σ1, σ2) oraz orientacji naprężenia głównego σ1 badanej próbki względem krótszego boku próbki. opis powłoka cu powłoka ti naprężenie własne σ1 (mpa) 87,0 ± 9,0 350,0 ± 60,0 naprężenie własne σ2 (mpa) 109,0 ± 7,0 192,0 ± 55,0 orientacja układu naprężeń głównych σ1 (względem krótszej osi próbki) 70,0° ± 18,0° 101,0° ± 15,0° tablica i. wyniki klasycznej analizy stanu naprężeń własnych w powłoce cu i ti przy minimalizacji wpływu warstwy przypowierzchniowej materiału o grubości 2,0 μm table i. results of classical analysis of residual stresses in cu and ti coatings with minimization of the effect of 2,0 μm subsurface layer przedstawione wyniki pomiarów naprężeń własnych w analizowanych powłokach metalowych natryskiwanych na podłoże ceramiki al2o3 pokazały, że we wszystkich badanych powłokach występują w płaszczyźnie powłoki naprężenia rozciągające. wartości naprężeń są średnimi z głębokości wnikania wiązki tj. w granicach 20-30 μm. w większości przypadków wyznaczone naprężenia główne σ1 są zorientowane pod niewielkim kątem w stosunku do dłuższej osi próbek. metoda interferometrii siatkowej (is) metoda interferometrii siatkowej doczekała się wielu systemów pomiarowych zróżnicowanych ze względu na przeznaczenie, czy zastosowane rozwiązania techniczne. systemy takie umożliwiają uzyskanie map przemieszczeń i odkształceń w dwóch prostopadłych kierunkach analizy, a także podstawowych parametrów mechanicznych, tj. modułu younga i współczynnika poissona [6,7]. systemy interferometrii siatkowej oferują stosunkowo niewielkie pole pomiarowe (25x25 mm) ale dysponują bardzo wysoką czułością [8]. dzięki temu metoda ta może być użyteczna do badania stanu przemieszczeń, odkształceń i naprężeń w natryskiwanych powłokach [9]. w tym kontekście podjęto badania z wykorzystaniem metody interferometrii siatkowej do pomiaru przemieszczeń oraz wyznaczenia naprężeń własnych w powłokach metalicznych natryskiwanych na podłoże ceramiczne. w celu oceny możliwości i przydatności tej metody jako alternatywnej do innych metod oceny stanu odkształceń i naprężeń w powłokach i warstwach przeprowadzono serię badań na próbkach z ceramiki al2o3, na której natryśnięto metodą hvof powłoki tytanowe i miedziane. metoda interferometrii siatkowej wymaga naniesienia dyfrakcyjnej siatki odbiciowej na płaską powierzchnię rys. 1. zasada działania interferometrii siatkowej: sp siatka przedmiotowa naniesiona na badany element, l układ odwzorowujący, po płaszczyzna obserwacji, a i b wzajemnie koherentne wiązki oświetlające o płaskich frontach falowych, α kąt ugięcia pierwszego rzędu dyfrakcyjnego siatki przedmiotowej fig. 1. the principle of operation of grating interferometry: spspecimen grating, l – imagine optics, po – detector plane, a,b – mutually coherent wavefronts, α first diffraction order angle 72 przegląd spawalnictwa vol. 87 9/2015 badanego elementu. siatka ta oświetlana jest następnie przez dwie wzajemnie koherentne wiązki o płaskich czołach falowych a i b (rys.3.1) [10]. kąty padania tych wiązek są równe kątom ugięcia +1 i -1 rzędu dyfrakcyjnego siatki przedmiotowej. przy spełnieniu tego warunku wiązki ugięte na siatce propagują się współosiowo wzdłuż normalnej do powierzchni badanego elementu. przyłożone obciążenie powoduje odkształcenia badanego elementu, a co za tym idzie deformację linii nałożonej siatki dyfrakcyjnej. w efekcie, czoła falowe wiązek ugiętych na zdeformowanej siatce przestają być płaskie i niosą informację o przemieszczeniach w płaszczyźnie. przemieszczenia płaszczyznowe u(x,y) i v(x,y) otrzymuje się stosując krzyżową siatkę przedmiotową o liniach równoległych odpowiednio do osi x i y. układ interferometru powinien więc zapewniać dwie pary wiązek oświetlających próbkę we wzajemnie prostopadłych płaszczyznach padania. realizowane jest to poprzez różnego typu układy podziału wiązki (głowica trójzwierciadlana, podwójny układ zwierciadeł loyda, układ achromatycznego interferometru siatkowego, interferometr trójwiązkowy). system laboratoryjnego interferometru siatkowego z trójzwierciadlaną głowicą 3m pokazano na rysunku 2. światło z lasera he-ne pada na kolimator co, a następnie po odbiciu się od zwierciadła m oświetla zwierciadła głowicy interferometru 3m. po uformowaniu przez przysłonę dwóch par wiązek oświetlana jest symetrycznie w dwóch prostopadłych kierunkach krzyżowa siatka dyfrakcyjna. każda para wiązek umożliwia pomiar składowej przemieszczeń u lub v w płaszczyźnie. yy z oc ps laser oc obiektyw kolimatora ps układ pinhola m zwierciadło główne m1, m2, m3 zwierciadła głowicy interferometru s testowana próbka ls układ obciążający o1, o2 układ odwzorowujący a, b, c, d wiązki oświetlające zwierciadła o1 o2 ccd mtv apfa m1s ls z x s m a b sg m1 c dm3 sg m2 frame grabber rys. 2. konfiguracja opto-mechanicznego, trójzwierciadlanego, laboratoryjnego systemu interferometru siatkowego fig. 2. configuration of opto-mechanical, three-mirror four-beam grating interferometry measurement head czterowiązkowy interferometr siatkowy z głowicą trójzwierciadlaną umożliwia pomiar przemieszczeń na powierzchni badanej próbki w obu kierunkach, w maksymalnym polu pomiarowym 25 x 25 mm z dokładnością do λ/40. interferometr jest przystosowany do pracy z siatkami o częstości 1200 linii/ mm, których kąt ugięcia +1, -1 rzędu dyfrakcyjnego wynosi około 49° przy oświetleniu wiązką lasera he-ne o długości fali λ=632,8 nm. stanowisko pomiarowe zapewnia bezdotykowy pomiar w całym polu pomiarowym (tu: o wymiarach 15x15 mm lub mniejsze z uwagi na zastosowany uchwyt do próbek) z rozdzielczością 512x512 pikseli. rejestrowane są szaroodcieniowe obrazy prążkowe o dynamice 256 poziomów szarości. pomiar realizowany był przy zastosowaniu programu fringe application 2001 wyspecjalizowanego do pomiarów różnymi algorytmami za pomocą interferometrii siatkowej. odkształcenia wyznaczono przez numeryczne różniczkowanie otrzymanych rozkładów przemie szczeń u(x,y) i v(x,y) według wzorów: natomiast naprężenia obliczano na podstawie związków między odkształceniami a naprężeniami (prawo hooka). εxx = _______ ; u(x,y) x εyy = _______ ; v(x,y) y εxy = _______ + u(x,y) x εyy = _______ v(x,y) y 1) 2) pomiary przeprowadzono na próbce ceramicznej al2o3 z natryskaną powłoką ti oraz cu za pomocą metody hvof. powłoka jest jednorodna na całej powierzchni próbki, średnia grubość powłoki ti wynosiła 0,119 mm a powłoki cu 0,085 mm. na powierzchnię powłoki naniesiono siatkę interferencyjną o rozdzielczości 1200 l/mm (rys. 4). dokonano pomiaru siatki przez nacięciem powłoki oraz po nacięciu powłoki piłą beznaprężeniową w celu uwolnienia naprężeń. nacięcie wykonano na głębokość naniesionej powłoki oraz w drugi etapie na głębokość ok. 1/3 ceramicznego podłoża. pomiary siatki interfencyjnej prowadzono w dużym (ok. 14x14 mm) oraz w zmniejszonym polu pomiarowym (ok. 4x4 mm). rys. 3. widok próbki z naniesioną na powłokę ti siatką dyfrakcyjną oraz szczeliną po cięciu oraz zaznaczonym obszarem pomiarowym fig. 3. diffraction grating attached to the sample with ti coatings, the cut line and marked measurement zone na rysunku 5 przedstawiono zestawienie wyników przekrojów przez mapy odkształceń εxx(x,y) dla próbek z warstwami cu oraz ti (lewa strona przeciętych próbek). najwyższe wartości odkształcenia występują na samej krawędzi szczeliny z uwagi na uwolnione tam w wyniku cięcia naprężenia. widać wyraźnie, że w powłoce tytanowej odkształcenie osiągnęło znacznie wyższe wartości niż w powłoce miedzianej. składowa εyy(x,y) odkształcenia jak pokazały wcześniejsze wyniki badań charakteryzowała się bardzo niewielkimi wartościami co wynikało wprost z kierunku cięcia, który uwolnił głównie naprężenia na kierunku x. na rysunku 6a przedstawiono obliczony w oparciu o prawo hooka rozkład naprężenia σxx w powłoce miedzianej po lewej i prawej stronie nacięcia. rys. 5. zestawienie wyników przekrojów przez mapy odkształceń εxx(x,y) dla próbek z powłokami cu oraz ti fig. 5. 2d maps of εxx(x,y) strains calculated for the samples with cu and ti coatings after the cut and plots of the horizontal crosssections of strain maps σxx= e (εxx+νεyy) (1-ν 2) 73przegląd spawalnictwa vol. 87  9/2015 do obliczeń przyjęto wartość modułu younga dla miedzi e=139,1 gpa. najbardziej interesujący obszar występuje na krawędzi cięcia gdzie składowa odkształcenia εxx osiąga największe wartości. jak widać z rysunku wzdłuż całej krawędzi ciętej próbki występują wahania wyznaczonego naprężenia. w celu określenia średniej wielkości uwolnionego naprężenia dokonano uśrednienia wyników z interferometrii siatkowej z „ostatniej dostępnej“ pionowej linii mapy odkształceń εxx przy czy w obliczeniach odrzucono wyniki bardzo skrajne, głównie te z obszarów na początku i końcu linii cięcia. w ten sposób uzyskano wartość średnią naprężenia własnego w powłoce z krawędzi cięcia wynoszącą σxx=53,3 ±14 mpa. a) b) rys. 6. rozkład naprężenia σxx wyznaczony w powłoce cu i ti próbki fig. 6. 2d maps of calculated σxx residual stresses in cu and ti coatings w podobny sposób dokonano obliczeń naprężenia własnego w powłoce tytanowej. na rysunku 6b przedstawiono rozkład naprężeń σxx w powłoce ti po dokonaniu jej przecięcia. po uśrednieniu odkształceń z całej linii przechodzącej przez krawędź cięcia (256 punktów) otrzymano średnią wartość odkształcenia εxx =-930±113 x10-6, na podstawie której wyznaczono średnie naprężenie własne w powłoce na krawędzi szczeliny σxx =120,7 ±14 mpa. metoda krzywizny wygięcia układ powłoka-podłoże możemy rozpatrywać jako połączenie dwóch płyt. w wyniku różnego skurczu poprzecznego obu materiałów, powstającego w procesie ich chłodzenia powstaje pewne niedopasowanie płyt δε, przy czym układ sił poprzecznych musi być w równowadze dla całego układu. efektem końcowym jest wygięcie płyt związane z powstającymi momentami gnącymi m i opisane krzywizną wygięcia κ. w przypadku układu powłoka-podłoże wygięcie obu materiałów powstaje na skutek zróżnicowanego skurczu obu materiałów w czasie chłodzenia całego układu do temperatury otoczenia. układ taki można traktować w pewnym sensie jako równoważny wygięciu płyt pod wpływem obciążenia go siłami i momentami gnącymi. krzywiznę wygięcia (lub promień wygięcia) płyt można określić poprzez pomiar ugięcia płyt po procesie natryskiwania (rys.7). w zależności od różnicy współczynników rozszerzalności cieplnej powłoki i podłoża jego wygięcie może nastąpić w kierunku powłoki (αpowłoki< αpodłoża) lub w kierunku podłoża gdy (αpowłoki> αpodłoża). podłoże powłoka ugięcie rys. 7. ugięcie podłoża z powłoką po natryskiwaniu fig. 7. deflection of coating-substrate system after thermal spraying w przypadku gdy grubość powłoki jest dużo mniejsza od grubości podłoża średnie naprężenie w powłoce można oszacować za pomocą równania stoney’a [11]: 3) gdzie: σd średnie naprężenie w powłoce, es moduł young’a dla podłoża, νs liczba poissona dla podłoża, h grubość powłoki, h grubość podłoża, r2, r1 promienie ugięcia odpowiednio po i przed natryskiem powłoki. jeśli warunek dużo niższej grubości powłoki od podłoża nie jest spełniony równanie to wprowadza pewien błąd. clyne [12] opisał w sposób analityczny powyższy model uzyskując rozwiązanie umożliwiające wyznaczenie naprężeń na kierunku x w powłoce i podłożu przy założeniu, że w grubość powłoki nie jest dużo mniejsza od podłoża, oraz że w powłoce występuję dwuosiowy stan naprężenia. modyfikując równanie stoney’a otrzymał on rozwiązanie na podstawie którego oszacować można naprężenia w powłoce oraz w podłożu w charakterystycznych jej miejscach według poniższych równań: – naprężenie na powierzchni górnej powłoki: 4) 5) 6) 7) – naprężenie na powierzchni dolnej powłoki: – naprężenie na powierzchni górnej podłoża: – naprężenie na powierzchni dolnej podłoża: 74 przegląd spawalnictwa vol. 87 9/2015 gdzie: σd,s – naprężenie w powłoce (d) i podłożu (s), δε=(αs-αd) δt αd,s – współczynnik rozszerzalności cieplnej powłoki (d) i podłoża (s), δt – różnica temperatury, , , zmodyfikowany moduł younga, h, h – grubości powłoki (h) i podłoża (h), ed,s – moduł younga powłoki (d), podłoża (s), κ – krzywizna wygięcia próbki (1/r), δ położenie osi obojętnej: mierząc wielkość wygięcia próbek s i korzystając z zale żności geometrycznych danego układu powłoka-podłoże możliwe jest wyznaczenie krzywizny (promienia r) wygięcia κ próbki, które umożliwia wyznaczenie naprężeń w oparciu o równania (4÷7). do pomiaru ugięcia próbek po procesie natryskiwania zastosowano odpowiednio skonstruowany przyrząd pomiarowy składający się ze statywu, na którym zamocowany jest cyfrowy czujnik zegarowy oraz przestrzeni w której mocowana jest badana próbka. próbka jest pozycjonowana przy pomocy kilku kołków ustalających oraz kołków które dociskają i unieruchamiają płytkę. wskazanie czujnika zerowane było dla każdej płytki ceramicznej przed naniesieniem powłoki, a następnie rejestrowano ugięcie próbki z wraz powłoką nałożoną w procesie natryskiwania termicznego metodą hvof. pomiary ugięcia prowadzono w dwóch seriach na 4 próbkach dla każdego z badanych materiałów powłokowych. w tablicy ii zamieszczono wyniki pomiarów ugięcia próbek oraz zmierzone grubości powłok. grubość podłoża ceramicznego al2o3 wynosiła 0,59 mm. tuż po zakończonym natryskiwaniu mierzono temperaturę powierzchni powłok za pomocą pirometru w celu określenia temperatury początku chłodzenia utworzonej powłoki. dane z pomiaru grubości powłoki wskazują, że stosunek grubości powłoki do podłoża (od 12% do 18,5%) nie spełnia powłoka ugięcie próbki (mm) średnie ugięcie (mm) średnia grubość powłoki (mm)1 2 3 4 cu 0,055 0,078 0,053 0,025 0,053 0,085 ti 0,088 0,063 0,052 0,053 0,064 0,119 tablica ii. wyniki zmierzonego ugięcia próbek z naniesionymi powłokami metalicznymi table ii. results of measured deflection of samples with metal coatings rys. 8. rozkład naprężeń własnych w układzie powłoka metalowapodłoże al2o3 obliczony na podstawie krzywizny wygięcia próbek fig. 8. distribution of residual stresses in metal coating-al2o3 substrate system calculated based on the measurements of sample curvature warunku, dla którego powłoka jest traktowana jako dużo cieńsza od podłoża. stąd, obliczenia naprężeń dla otrzymanych powłok przeprowadzono z wykorzystaniem zmodyfikowanego równania stoney’a uwzględniającego wpływ wzajemnej grubości powłoki do podłoża (równ. 3÷7). wyznaczone za pomocą równań 3÷7 wartości naprężeń własnych w nanoszonych powłokach przedstawiono na wykresie na rysunek 8. jak widać z wykresu w powłoce występują naprężenia rozciągające przechodzące w ceramice w naprężenia ściskające. na granicy połączenia widoczna jest skokowa zmiana naprężenia wywołana zróżnicowanym skurczem połączonych materiałów. w obrębie danego materiału powłokowego nie występują znaczące różnice w wartościach naprężeń w powłoce jak i w podłożu. modelowanie naprężeń metodą elementów skończonych (mes) w zbudowanym modelu numerycznym przeprowadzono analizę termo-sprężysto-plastyczną, w wyniku której w próbce pozostały naprężenia własne [13,14,15]. po wystudzeniu całego układu do temperatury otoczenia w modelu zasymulowano przecięcie, stosując opcję dezaktywacji elementów (element death), co spowodowało uwolnienie naprężeń wokół szczeliny i zmianę ugięcia układu. model ze szczeliną z siatką mes oraz warunkami brzegowymi pokazano na rysunek 9. rys. 9. fragment siatki mes modelu ze szczeliną z oznaczeniem płaszczyzny przekroju fig. 9. part of the finite element mesh with a cut na rysunku10 przedstawiono rozkłady naprężeń wzdłużnych σyy w analizowanych układach ze szczeliną i bez w postaci map naprężenia. w wyniku rozcięcia próbki na 1/3 grubości układu powłoka-podłoże nastąpiło uwolnienie naprężeń z granicy cięcia. na rysunku 10b przedstawiono porównanie rozkładu przemieszczenia u w kierunku z na powierzchni powłoki cu od krawędzi cięcia dla układu przed i po wykonaniu nacięcia. analogiczny rozkład dla składowej pionowej z przemieszczenia przedstawiono na rysunku 10c, który obrazuje linie ugięcia górnej powierzchni powłoki przed i po nacięciu. widać wyraźnie, że nacięcie szczeliny spowodowało uwolnienie części naprężeń i zmniejszenie ugięcia próbki. widać to dokładnie na wykresie z rysunku 11a gdzie zamieszczono rozkład naprężenia σyy w przekroju poprzecznym układu powłoka-podłoże (przekrój a-a z rys. 9) 75przegląd spawalnictwa vol. 87  9/2015 poprowadzony wzdłuż krawędzi szczeliny. nastąpiło uwolnienie naprężeń w wyniku przecięcia materiału efektem czego naprężenie wzdłużne na powierzchni powłoki spadło do wartości bliskich zeru. znacząco uległy obniżeniu naprężenia na granicy powłoka cu-podłoże al2o3 oraz w samym podłożu. w podobny sposób przeprowadzono modelowanie naprężeń w modelu z powłoką tytanową uzyskując podobne jakościowo wyniki. na wykresie z rysunku 11b przedstawiono rozkład naprężenia σyy w przekroju poprzecznym układu ti-al2o3 poprowadzony wzdłuż krawędzi szczeliny. a) b) c) rys. 10. fragment siatki mes modelu ze szczeliną z oznaczeniem płaszczyzny przekroju fig. 10. part of the finite element mesh with a cut a) b) rys. 11. rozkład naprężeń σyy w kierunku y w przekroju „a-a” przez model ze szczeliną i bez niej a) powłoka cu, b) powłoka ti fig. 11. distribution of σyy stresses at a-a cross line in model with and without the cut: a) cu b) ti coating naprężenie własne metoda powłoka ti powłoka cu metoda rentgenowska (x-ray) σ1 = 360 ±60 mpa σ2 = 125 ±75 mpa σ1 = 87 ±9 mpa σ2 = 109 ±7 mpa pomiar ugięcia σxx = 229 ±12 mpa σxx = 129 ±11 mpa interferometria siatkowa (is) σxx = 151±14 mpa σxx = 53 ±14 mpa modelowanie mes σyy = 198,8 mpa σyy = 166,1 mpa tablica iii. naprężenia własne wyznaczone w powłokach ti oraz cu natryskiwanych na podłoże al2o3 table iii. residual stresses obtained in ti and cu coatings thermally sprayed on al2o3 substrate 76 przegląd spawalnictwa vol. 87 9/2015 podsumowanie przeprowadzono porównanie naprężeń wyznaczonych przy użyciu interferometrii siatkowej (is) z wynikami naprężeń otrzymanymi z badań rentgenowskich (x-ray), pomiarów z wykorzystaniem krzywizny wygięcia oraz modelu komputerowego. wyniki naprężeń zamieszczono w tablicy iii. jak widać naprężenie główne podpowierzchniowe osiągnęło 360 mpa w powłoce ti oraz 109 mpa w powłoce cu według badań rentgenowskich. w tym przypadku kierunek naprężeń głównych nieznacznie odbiega od kierunku wzdłuż krawędzi próbki (x). średnie naprężenie wyznaczone za pomocą interferometrii siatkowej jest nieznacznie niższe od wartości wyznaczonych w modelu mes dla powłoki ti, natomiast większe niedoszacowanie wystąpiło dla powłoki cu, co mogło być efektem nie w pełni uwolnionych naprężeń w wyniku nacięcia próbki. uzyskano rozciągające naprężenia własne w powłoce ti w zakresie od 125 do 360 mpa, oraz w powłoce cu od 53 do 166 mpa. przedstawione wyniki badań pokazują, że w zależności od zastosowanej metody badawczej stan naprężeń w powłokach pod względem ilościowym może różnić się między sobą natomiast rozkład naprężeń otrzymany w wyniku badań oraz modelowania numerycznego jest podobny. badania przeprowadzone metodzie interfermetrii siatkowej wykazały obecność gradientu przemieszczenia/odkształenia w obszarze przy krawędzi nacinanego materiału wskazując na występowanie naprężeń w układzie powłoka-podłoże. charakter tych zmian pokazuje, że wielkość naprężeń jest większa w powłoce ti w porównaniu do powłoki cu co potwierdziły pozostałe wyniki badań. dalsze badania pola przemieszczeń, odkształceń i naprężeń, zawężone do krawędzi oraz bocznej powierzchni nacinanego materiału mogą umożliwić wyznaczenie zmian własności sprężystych powłoki i podłoża a także zintegrować metodą eksperymentalną z modelem numerycznym poprzez sprzężenie zwrotne. podziękowania: praca finansowana z projektu ncn nr n n519 652840 oraz ze środków na działalność statutową w 2015 na wydziale inżynierii produkcji, zakład inżynierii spajania. literatura [1] l. pawlowski: the science and engineering of thermal spray coatings. john wiley & sons, ltd, 2008. [2] w. wlosinski: the joining of advanced materials, the publishing house of warsaw university of technology, 1999. [3] b.h. rabin, , r.l. williamson and s. suresh, fundamentals of residual stresses in joints between dissimilar materials. mrs bulletin, jan. 1995, 37–39. [4] p.araujo, d.chicot, m.staia, j.lesage: residual stresses and adhesion of thermal spray coatings. surface engineering, vol.21 (2005), no.1, s. 35–40. [5] b. kampfe: investigation of residual stresses in microsystems using x-ray diffraction. materials science and engineering a288 (2000) pp. 119–125. [6] l. salbut, m. kujawinska, m. jozwik, d. golanski: investigation of ceramic-to-metal joint properties by hybrid moire interferometry/fem analysis. proceedings of spie the international society for optical engineering, volume 3745 (1999), pp. 298-306. [7] l. salbut, m. kujawinska, j. bulhak, d. golanski, a. krajewski, ceramicto-metal joints testing by automated grating interferometry, experimental mechanics, allison (ed), balkema, rotterdam, 633-638, 1998. [8] m. kujawinska, automated in-plane moiré techniques and grating interferometry in optical methods in experimental solid mechanics, k-h. laermann (ed), springer wien new york (2000), 123-196. [9] j. yi, x. bin-shi, w. hai-dou, l. ming, l. yao-hui, determination of residual stresses within plasma spray coating using moiré interferometry method. applied surface science, 257(2011), pp. 2332–2336. [10] d. post, b. han, p. ifju, high sensitivity moiré, springer-verlag, 1994. [11] g.g. stoney,: the tension of metallic films deposited by electrolysis. proceedings of the royal society (london) (1909) a82, pp.172-175. [12] t.w. clyne, s.c. gill: residual stresses in surface coatings and their effects on interfacial debonding: a review of recent work. j. thermal spray technology, (1996), vol. 5(4), pp. 401-418. [13] j. zimmerman, d. golański, t. chmielewski, w. włosiński: model obliczeniowy analizy naprężeń własnych w układzie powłoka-podłoże podczas nanoszenia powłok metodami termicznymi. przegląd spawalnictwa nr 1/2013, s.12-16. [14] d. golański, t.chmielewski, g. gontarz, j. zimmerman, w. włosiński: badania naprężeń własnych w powłokach natryskiwanych metodą hvof. przegląd spawalnictwa, nr 11/2013, s.30-35. [15] j. zimmerman, z. lindemann, d. golanski, t. chmielewski, w. wlosinski: modeling residual stresses generated in ti coatings thermally sprayed on al2o3 substrates. bulletin of the polish academy of sciences: technical sciences, vol. 61, issue 2, (2013) pp. 515-525. zamów newsletter zapraszamy państwa do zapisania się na bezpłatny newsletter przeglądu spawalnictwa, w tym celu należy wysłać e-mail z tematem “newsletter” na adres: redakcja@pspaw.pl 201405_pspaw_5584.pdf 3przegląd spawalnictwa 5/2014 technologia spawania laserowego rur ożebrowanych finned pipes laser welding technology  streszczenie wzrost zapotrzebowania na energię elektryczną w europie wymaga ciągłego poszukiwania nowych źródeł energii, rozwiązań konstrukcyjnych i technologicznych. utrzymanie dotychczasowego poziomu produkcji energii elektrycznej wymaga nie tylko napraw i modernizacji eksploatowanych jednostek, ale także budowy nowych bloków na parametry nadkrytyczne i ultranadkrytyczne. podwyższenie sprawności termicznej przy jednoczesnej redukcji kosztów energii możliwe jest dzięki zastosowaniu rur żebrowanych na wymienniki ciepła. w pracy przedstawiono technologie wytwarzania rur ożebrowanych, ze szczególnym uwzględnieniem innowacyjnej technologii spawania laserowego opracowanej w energoinstalu. wykorzystanie laserów dyskowych dużej mocy umożliwia spawanie rur ożebrowanych z kilkakrotnie większą wydajnością w stosunku do technologii spawania łukowego, przy zachowaniu restrykcyjnych wymagań jakościowych i technicznych. słowa kluczowe: rury ożebrowane, spawanie laserowe, kocioł energetyczny, sprawność energetyczna abstract the increase in demand for electricity in europe requires a continuous search for new sources of energy, engineering and technology solutions. maintaining the current level of electricity production requires not only repair and modernization of the operating units, as well as construction of new blocks of supercritical and ultrasupercritical. increasing thermal efficiency while reducing energy costs is possible through the use of finned tubes for heat exchangers. this paper presents the technologies of finned tubes, with particular emphasis on innovative laser welding technology developed in the energoinstal company. the use of high power disk laser allows the welding of finned tubes several times more efficient compared to arc welding technology, while maintaining stringent quality and technical requirements. keywords: finned tubes, laser welding, power boiler, energy efficiency wstęp poprawa efektywności energetycznej to jeden z głównych filarów bezpieczeństwa energetycznego i poprawy konkurencyjności gospodarki europejskiej [1, 2]. rosnący popyt na energię elektryczną i uwarunkowania dyrektyw unii europejskiej wymuszają modernizację europejskiego przemysłu energetycznego. powoduje to konieczność podjęcia działań w zakresie projektowania, technologii wytwarzania oraz eksploatacji bloków energetycznych, a także znajdowania nowych źródeł energii odnawialnej [2]. jednym z kierunków poprawy sprawności gazowych bloków energetycznych jest zastosowanie rur ożebrowanych. rury ożebrowane z żebrem ciągłym bądź nacinanym, w zależności od parametrów eksploatacyjnych czynnika roboczego i spalin, mogą pełnić rolę: podgrzewaczy, ekonomizerów lub przegrzewaczy (rys. 1). janusz adamiec michał więcek grzegorz kokot dr hab. inż. janusz adamiec, prof. pśl; dr inż. grzegorz kokot – politechnika śląska, katowice; mgr inż. michał więcek – energoinstal s.a. autor korespondencyjny/corresponding author: janusz.adamiec@polsl.pl 4 przegląd spawalnictwa 5/2014 żebra zwiększają wydatnie powierzchnie wymiany ciepła, umożliwiając optymalizację powierzchni ogrzewalnych kotła, dzięki czemu uzyskuje się zmniejszenie gabarytów kotła, a tym samym zmniejszenie jego masy. sprawność rurowego wymiennika ciepła zależy od współczynnika przewodzenia pomiędzy ścianką rury a medium i polem powierzchni rury. dla rur ożebrowanych powierzchnia wymiany ciepła może wzrosnąć o 30 razy w porównaniu do rur nieożebrowanych i tym samym współczynnik przewodzenia wyraźnie rośnie, a jednostkowy strumień ciepła wzrasta prawie o 300% w porównaniu do rur gładkich, co prowadzi do wzrostu ogólnej sprawności kotłów przemysłowych. wytwarzanie wymienników ciepła z rurami ożebrowanymi, ze względu na rosnącą konkurencję wymaga wdrażania nowych rozwiązań technologicznych w obszarze produkcji. do podstawowych technologii wytwarzania rur ożebrowanych należy zaliczyć nawijanie taśmy bezpośrednio na rurę, mechaniczne zagniatanie nawiniętej taśmy, wytwarzanie w procesie przeróbki plastycznej, zgrzewanie prądami dużej częstotliwości oraz spawanie łukiem elektrycznym, rys. 1. schemat typowego kotła przemysłowego z częściami roboczymi (a), zestaw wymienników ciepła z rurami ożebrowanymi (b) [3] fig. 1. typical industrial boiler with operating parts (a), heat exchangers with finned pipes (b) [3] najczęściej metodą mag. rury z nawijaną taśmą lub taśmą zagniataną nie są stosowane w energetyce ze względu na dzieloną budowę, która nie zapewnia wystarczająco dobrych warunków wymiany ciepła. ponadto w miarę upływu czasu eksploatacji jakość połączenia spada pod wpływem rozszerzalności cieplnej oraz drgań, co skutkuje pogorszeniem ich sprawności cieplnej [4]. w nowoczesnych kotłach gazowych coraz częściej stosuje się rury ożebrowane wykonane spawaniem laserowym. wykorzystanie skoncentrowanej mocy wiązki laserowej pozwala na znaczący wzrost prędkości łączenia, przy zapewnieniu jakości połączenia wymaganej przez przepisy i normy techniczne. symulacja procesu spawania rur ożebrowanych metodą elementów skończonych proces spawania jest związany z wysoką temperaturą, szybkim wprowadzaniem ciepła do materiału rodzimego, ruchomym źródłem ciepła i określonym cyklem cieplnym. w opracowanym modelu spawania do obliczeń metodą elementów skończonych (mes) uwzględniono wszystkie te parametry procesu, co umożliwiło odwzorowanie rzeczywistego przebiegu spawania metodą mag i spawania wiązką laserową rur ożebrowanych. obecnie tylko w kilku systemach cae (computer aided engineering) możliwe jest symulowanie takich procesów z uwzględnieniem niemal wszystkich warunków spawania, takich jak: kształt źródła ciepła, prędkość spawania, moc spawania, kształt ścieżki spawania itd. zadanie to w tych systemach jest rozwiązywane jako sprzężony problem termomechaniczny [5]. symulację procesu spawania rur ożebrowanych wykonano w systemie msc marc [6]. wprowadzane ciepło spawania zostało zamodelowane jako przestrzennie zmienny rozkład ciepła przyłożony do materiału spawanego oraz spoiny. jako kształt jeziorka spawalniczego przyjęto eliptyczną bryłę zgodnie z modelem zaproponowanym przez goldaka [7]. model ten może być stosowany zarówno w symulacjach 2d, jak i 3d (rys. 2). uwzględniając rzeczywiste wymiary rur ożebrowanych (rura o średnicy 51 mm, grubości ścianki 5,0 mm oraz taśma 19 x 1 mm) wykonanych metodą mag oraz spawanych laserem, opracowano trójwymiarowe modele dyskretne oparte na 8-węzłowym 6-ściennym bryłowym elemencie skończonym hex8. wytworzone modele numeryczne składały się z 73 tyś. węzłów i 60 tyś. elementów. ze względu na analizę w trzech wymiarach model numeryczny zawiera do 120 tyś. stopni swobody. model dla złącza wykonanego metodą mag przedstawiono na rysunku 3, a model złącza spawanego laserem na rysunku 4. a) b) 5przegląd spawalnictwa 5/2014 ( ) −−− ππ = 2 2 2 2 2 2 3exp3exp3exp 36 ,, c z b y a x abc qf zyxq f f f ( ) −−− ππ = 2 2 2 2 2 2 3exp 3 exp3exp 36 ,, c z b y a x abc qf zyxq r r r rys. 2. kształt źródła ciepła wg goldaka i jego opis matematyczny, gdzie: qf i qr – składowe ciepła dostarczanego jako objętościowe źródło ciepła, q = ηui – moc spawania, u – napięcie łuku spawalniczego, i – natężenie prądu spawania, a – szerokość jeziorka spawalniczego wzdłuż kierunku x, b – głębokość wzdłuż kierunku y, cf i cr – odległości wg schematu, ff i fr – współczynniki bezwymiarowe fig. 2. goldak’s heating source shape with matematical description, where: qf and qr – heat input components as volume heating source, q = ηui – welding heat input, u – arc voltage, i – welding current, a – welding pool length in x-axis direction, b – depth in y-axis direction, cf and cr – distances acc. to the scheme, ff and fr – nondimensional factors zdefiniowany model numeryczny fragmentu złącza spawanego metodą mag z przyjętym sposobem usztywnienia przedstawiono na rysunku 5a, a na rysunku 5b pokazano analogiczny model dla złącza spawanego laserem. spoina była modelowana z wykorzystaniem elementów nieaktywnych, które powstają dynamicznie podczas symulacji wraz z przemieszczającym się źródłem ciepła. połączenie rury i żebra modelowano z wykorzystaniem tzw. „kontaktu”, co powoduje, że podczas symulacji odpowiednie warunki brzegowe są generowane autorys. 3. model dyskretny 3d rury ożebrowanej spawanej metodą mag fig. 3. 3d model of finned pipe mag welded rys. 4. model dyskretny 3d rury ożebrowanej spawanej laserem fig. 4. 3d model of finned pipe leser beam welded matycznie na granicy strefy spoina – materiał rodzimy. warunek przejmowania ciepła został uwzględniony na wszystkich ściankach zewnętrznych. temperaturę początkową we wszystkich węzłach przyjęto na poziomie 20oc. w symulacji wykorzystano parametry materiałowe (moduł younga, współczynnik rozszerzalności cieplnej, ciepło właściwe, przewodność cieplną itd.) w funkcji czasu i temperatury. parametry technologiczne procesu spawania metodą mag oraz spawania laserowego przyjęto na podstawie doświadczeń własnych przedstawionych w [8, 9]. 6 przegląd spawalnictwa 5/2014 rys. 5. sposób utwierdzenia modelu numerycznego złącza spawanego: a) metodą mag, b) wiązką lasera fig. 5. fastening of numerical model of welded joint: a) by mag method, b) by laser beam trajektorię spawania zamodelowano jako uporządkowany ciąg węzłów tworzący krzywą geometryczną, sukcesywnie generowaną w zależności od warunków brzegowych. spoina modelowana jest jako dynamicznie powstające elementy podczas symulacji, które są formułowane przez odpowiednie warunki brzegowe. elementy te powstają zgodnie z przemieszczającym się źródłem ciepła. wyniki symulacji pola naprężeń redukowanych hubera, von misesa i pola przemieszczeń wypadkowych podczas spawania rur ożebrowanych pokazano na rysunkach 6 i 7. pole naprężeń redukowanych jest znacznie większe podczas spawania metodą mag w stosunku do spawania laserowego rur ożebrowanych. jednak maksymalne naprężenia redukowane zarówno w przypadku spawania mag, jak i spawania laserowego są na podobnym poziomie (rys. 6). ocena rozkładu naprężeń od strony grani spoiny ujawniła wąską symetryczną strefę naprężeń redukowanych podczas spawania laserem (rys. 6b) i duże pole naprężeń o szerokości ok. 10 mm podczas spawania mag (rys. 6a). rys. 6. rozkład naprężeń zredukowanych hubera von misesa podczas spawania rur ożebrowanych: a) złącze wykonane metodą mag – lico spoiny, b) złącze spawane laserem – lico spoiny fig. 6. huber’s and von mises’es reduced stresses distribution in finned piper welding process: a) mag welded joint – face of weld, b) laser beam welded joint – face of weld rys. 7. rozkład przemieszczeń wypadkowych: a) złącze wykonane metodą mag, b) złącze spawane laserem fig. 7. resultant displacement distribution: a) mag welded joint, b) laser beam welded joint a) b) a) a) b) b) 7przegląd spawalnictwa 5/2014 taki stan naprężeń powstający w złączu pachwinowym wywołuje nierównomierne przemieszczenia żebra, co prowadzi do powstania szczeliny od strony grani spoiny. szczelina ta jest karbem geometrycznym i równocześnie może powodować korozję szczelinową złącza (rys. 7a). w procesie spawania zautomatyzowanego istnieje również możliwość pojawienia się mikropęknięć w spoinie od strony grani, które powstają w wyniku ponownego nagrzania złącza podczas układania kolejnych ściegów. spawanie laserowe z pełnym przetopem powoduje nieznaczne symetryczne przemieszczenia, które nie powodują istotnego wytężenia materiału żebra (rys. 7b) i tym samym złącze takie charakteryzuje się mniejszą skłonnością do korozji szczelinowej (pełny przetop) oraz do pęknięć typu reheat. analiza rozkładu naprężeń redukowanych oraz przemieszczeń wypadkowych, głównie żebra podczas spawania laserowego doczołowego z pełnym przetopem i spawania metodą mag spoiną pachwinową, wskazuje na istotny wpływ kształtu i wielkości spoiny na wytężenie złącza. stwierdzono, że żebro spawane metodą laserową jest znacznie mniej wytężone i mniej odkształcone w stosunku do spawania metodą mag (rys. 7). innowacyjna technologia spawania laserowego rur ożebrowanych rozwój technologiczny w zakresie nowoczesnych metod wytwarzania oraz rosnące zapotrzebowanie i wymagania inwestorów spowodowały, że zaczęto poszukiwać efektywniejszych technologii produkcji rur ożebrowanych. alternatywą dla produkcji rur ożebrowanych spawanych za pomocą tradycyjnych technologii spajania może być spawanie laserowe. w energoinstalu podjęto próby spawania rur ożebrowanych na innowacyjnym stanowisku do automatycznego spawania laserowego składającego się z lasera dyskowego trudisk 8002 firmy trumpf z układem podziału wiązki laserowej na dwa stanowiska spawalnicze wyposażone w systemy obrotu i posuwu rur podczas spawania oraz automatyczny system malowania. schematycznie układ spawania pokazano na rysunku 8a. laser trudisk 8002 został wyposażony w dwa światłowody o długości 30 m, co w połączeniu z dwoma głowicami spawalniczymi umożliwia spawanie przemienne na każdej linii stanowiska. taki układ zapewnia maksymalizację wykorzystania pracy lasera. podczas spawania na linii nr 1 na drugiej linii trwa przygotowanie następnej rury. układ transportu rur umożliwia ich przemieszczanie z prędkością liniową do 5 m/min. zakres długości spawanych rur wynosi od 3 do 24 m, przy zachowaniu wybiegów od 50 do 250 mm. istotnym czynnikiem decydującym o możliwości spawania rur ożebrowanych z prędkościami obrotowymi powyżej 200 obr/min (prędkość liniowa spawania ok. 24 m/min) jest układ pozycjonowania głowicy rys. 8. laserowe stanowisko do spawania rur ożebrowanych opracowane w energoinstalu: a) schemat ogólny układu spawania, b) pracujące stanowisko fig. 8. finned pipes laser beam welding station designed in energoinstal: a) scheme of the process, b) working station rys. 9. makrostruktura złącza wykonanego laserem o mocy 4 kw przy prędkości 150 obr/min. (a); mikrostruktura złącza p235gh+x2crti12 (b) fig. 9. macrostructure of laser beam welded joint with the use of 4 kw device and welding velocity of 150 rot/min. (a); microstructure of p235gh+x2crti12 joint (b) a) b) 8 przegląd spawalnictwa 5/2014 rys. 10. rozkład twardości w złączu rura-żebro wykonanym w technologii laserowej (a), wyniki technologicznej próby odrywania żebra (b) fig. 10. hardness distribution in the laser beam welded pipe-fin joint (a), results of technological removal test of fin and pipe (b) spawającej. w energoinstalu zaprojektowano układ trójosiowy z płynną regulacją w każdej osi, dzięki czemu uzyskano możliwość dokładnej regulacji położenia głowicy laserowej, automatycznego sczepiania taśmy przed rozpoczęciem procesu spawania oraz automatycznego odcinania taśmy wiązką laserową po zakończeniu procesu spawania. do podgrzewania rur przed spawaniem zaprojektowano system indukcyjny, który w stosunku do podgrzewania gazowego ma tę zaletę, że pozwala na pełną regulację i kontrolę temperatury podgrzewania wstępnego. system ten jest zintegrowany z całą linią i umożliwia nagrzewanie rury o średnicy 44,5 mm i grubości ścianki 5 mm do temperatury 300oc, przy prędkości liniowej posuwu 5 m/min (rys. 8b). przewaga proponowanego rozwiązania nad obecnie stosowanym to możliwość zastosowania go do wysokowydajnego spawania rur ożebrowanych (8-krotny wzrost wydajności w stosunku do spawania metodą mag), przy spełnieniu wszystkich wymagań przepisów technicznych. w energoinstalu przeprowadzono próby spawania laserowego rur ze stali p235gh z żebrem nacinanym ze stali x2crti12 wiązką o mocy 4÷4,5 kw. prędkość obrotowa rury wynisiła 100÷250 obr/min, spawanie prowadzono w osłonie argonu przy natężeniu wypływu 5 l/min. badania wizualne wykonane zgodnie z wymaganiami en iso 17637 wykazały, że złącze jest ciągłe na całej długości rury (rys. 9a). spoina charakteryzuje się równomiernym licem i pełnym przetopem (rys. 9b). na tej podstawie złącze zakwalifikowano do poziomu jakości b wg pn-en iso 13919. analiza mikrostruktury złącza wykazała obecność struktur ferrytyczno-martenzytycznych w wąskiej (50÷100 µm) strefie wpływu ciepła oraz martenzytycznych w spoinie (rys. 9b). pomiary twardości wykonane metodą vickersa przy obciążeniu 9,8 n (hv1) nie ujawniły wzrostu twardości połączenia powyżej wymaganego przez pn en 15614–11 poziomu 380 hv (rys. 10a). uzupełnieniem oceny jakości połączenia rura-płaskownik była technologiczna próba odrywania żebra (rys. 10b). do próby przygotowano fragmenty złącza żebra z rurą, które wycięto z rury produkcyjnej. próba rozciągania była wykonana na maszynie wytrzymałościowej firmy cometech w uchwytach, które umożliwiają prostopadłe zamocowanie próbki. stwierdzono, że we wszystkich badanych połączeniach zerwanie następuje poza złączem, co wskazuje, że wytrzymałość całego połączenia jest większa od wytrzymałości żebra. zatem wykonane połączenie laserowe rurapłaskownik spełnia wymagania konstrukcyjne. wyniki badań strukturalnych oraz pomiary twardości wykazały, że złącza spawane laserem rury z płaskownikiem (żebrem) spełniają wymagania poziomu jakości b wg pn-en iso 13919, zatem technologia może być kwalifikowania zgodnie z pn-en iso 15614-11. a) b) 9przegląd spawalnictwa 5/2014 podsumowanie zastosowanie spawanych rur ożebrowanych w urządzeniach energetycznych prowadzi do oszczędności energii i obniżki kosztów w procesie eksploatacji kotłów przemysłowych, odzyskiwania ciepła kondensacji i jego celowego wykorzystania oraz minimalizacji strat energii przez obniżenie temperatury gazów spalinowych. opracowano kilka technologii wytwarzania rur ożebrowanych dla przemysłu energetycznego. do najważniejszych z nich należy zaliczyć wytwarzanie w procesie przeróbki plastycznej, zgrzewanie prądami wysokiej częstotliwości, spawanie łukiem elektrycznym w procesie mag. metody te jednak pomimo swoich zalet, do których zaliczyć należy przede wszystkim uzyskanie połączenia ciągłego rura-żebro, co znacznie podwyższa sprawność cieplną, charakteryzują się małą wydajnością oraz możliwością występowania niezgodności spawalniczych typu: przyklejenia, braki przetopienia, odpryski itp. w energoinstalu sa opracowano innowacyjną technologię wysokowydajnego spawania laserowego rur ożebrowanych, która zapewnia uzyskanie złączy na poziomie jakości b pn-en iso 13919, przy 8-krotnym wzroście wydajności wytwarzania. wykonane złącza charakteryzują się ciągłą spoiną z pełnym przetopem na całej długości rury, a twardość złącza nie przekracza 380 hv, co wskazuje, że technologia ta może być kwalifikowana do stosowania w przemyśle energetycznym. literatura [1] breeze p.: raising steam plant efficiency – pushing the steam cycle boundaries. pei magazine, vol. 20, iss. 4, april, 2012. [2] huseman r.: advanced (700oc) pf power plant. a clean coal european technology. advanced material for ad700 boilers, cesi auditorium, milano, 2005. [3] najgebauer e. patrycy a.: zobowiązania polskiej energetyki wobec eu. www.geoland.pl [4] dziemidowicz z., szyszka p., krupa i.: bloki na horyzoncie. wymagania techniczne nowych jednostek wytwórczych w pge elektrowni opole s.a. energetyka cieplna i zawodowa 11/2011. [5] kokot g., john a., kus w.: new possibility in welding simulation by finite element method, mechanika 2010: proccedings of 15th international conference, kaunas, 2010, 251-256. [6] msc. marc volume a: theory of user information, ver 2005. [7] goldak j. chakravarti a., bibby m.: a new finite element model for welding heat sources, metallurgical tranactions b, vol. 15b, june 1984. [8] gawrysiuk w., adamiec j., więcek m.: możliwości spawania laserowego i hybrydowego ścian szczelnych oraz rur ożebrowanych, konferencja spawanie w energetyce, opole – jarnołtówek 2008. [9] adamiec j., gawrysiuk w., więcek m.: zautomatyzowane stanowisko do spawania rur ożebrowanych laserem dyskowym. biuletyn instytutu spawalnictwa 5/2010, gliwice. podziękowanie praca finansowana w ramach projektu pbs1/a5/13/2012, pt.: „technologia spawania laserem rur ożebrowanych ze stali austenitycznych i stopów niklu przeznaczonych do pracy w kotłach o parametrach nadkrytycznych i ultranadkrytycznych” przez ncbir. 201106 25przegląd spawalnictwa 6/2011 paweł.cegielski. andrzej.kolasa tadeusz.sarnowski dostosowanie robotów do spawania elementów o obniżonej dokładności adaptation of welding robots control systems  to joining parts of lower dimensional accuracy dr inż. paweł cegielski, dr hab. inż. andrzej kolasa prof. nzw. pw–.politechnika.warszawska, dr inż. tadeusz sarnowski –. zap. robotyka,. ostrów.wielkopolski. streszczenie spawanie. zrobotyzowane. elementów. o. obniżonej. dokładności. lub.niedokładnie.pozycjonowanych.jest. jednym.z.ważniejszych.wyzwań.stojących.przed.projektantami. wdrażanych. stanowisk.. dobór. skutecznej. metody. korekcji. kształtu. lub. położenia. części. nie. musi. zawsze. oznaczać. radykalnego. wzrostu. kosztów. inwestycyjnych.. i.stopnia.skomplikowania.stanowiska.. w.artykule.omówiono.najważniejsze,.z.punktu.widzenia.powszechności.stosowania,.metody.korekcji.kształtu. i.położenia.spawanych.elementów.oraz.koncepcję.autorskiego.opracowania,.będącego.przedmiotem.prac.wdrożeniowych. abstract automatic.welding.of.parts.of.lower.dimensional.accuracy.preparation.with.the.use.of.industrial.robots.is.one.of. an. important.challenge.for.robotic. installation.designers. as.well.as.manufacturing.engineers..the.best.method.of. the.workpieces.position.correction.to.be.choose.for.a.particular.application.not.always.has.to.cause.the.increase.in. cost.investment.or.the.robotic.system.complication..some. of.most.widely.used.methods.of.the.work.position.correction.with.the.use.of.robot.control.software.and.hardware. are.described.in.this.paper..a.concept.of.authors.proposal. of.such.a.method.to.be.soon.implemented.to. industrial. practice.is.also.presented. wstęp roboty.przemysłowe.są.jednym.z.najważniejszych. środków.do.elastycznej.automatyzacji.dyskretnych.procesów.produkcyjnych..dzięki. łatwości.programowania.. i. przystosowania. do. nowych. zadań,. znajdują. zastosowanie. zarówno. przy. produkcji. wielkoseryjnej,. jak.. i. jednostkowej.. sukces,. a. więc. wykorzystanie. przewagi.robota.nad.człowiekiem,.możliwy. jest. tylko.wtedy,.gdy.ograniczenia.maszyny.nie.stanowią.przeszkody.w.realizacji.zadania..jednak.pomimo.wieloletniego. rozwoju,. nadal. funkcjonuje. wiele. mitów. związanych.. z. nadzwyczajnymi. możliwościami. robotów.. jednym.. z.nich.jest.przekonanie,.że.powtarzalność.wymiarowa. spawanych.elementów.nie.jest.istotna..w.praktyce.wiele. procesów. technologicznych,. w. tym. spawalniczych,. realizowanych.jest.przy.wykorzystaniu.robotów.pozbawionych.jakichkolwiek.układów.sensorycznych,.a.więc. niezdolnych.do.samoczynnego.dostosowania.do.zmieniających.się.warunków.zewnętrznych.. istnieje.wiele.powodów.utrudniających.lub.uniemożliwiających. uzyskanie. niezbędnej. powtarzalności. wymiarowej.części.przeznaczonych.do.spawania,.w.tym: –. brak.możliwości.technicznych.wytwórcy,.w.tym.maszyn.i.procesów.produkcyjnych, –. niskie.wymagania.wymiarowe.w.stosunku.do.wyrobu.końcowego,.nieuzasadniające.wysokiej.dokładności.elementów.składowych, –. trudności. z. dokładnym. mocowaniem. i. pozycjonowaniem.części.spawanych.ze.względu.na.ich.złożony. kształt,. dużą. liczbę. elementów. składowych,. znaczną.masę.czy.wymiary, 26 przegląd spawalnictwa 6/2011 –. zmiana.wymiarów.i/lub.położenia.części.pod.wpływem.realizowanego.procesu.technologicznego,.np.. na.skutek.odkształceń.spawalniczych.wynikających. z.naprężeń.cieplnych.. sensory wbudowane wśród. środków. zaradczych. dostępne. są. wbudowane.do.wielu.systemów.sterowania.robotów.programowe.metody.korekcji.położenia.i.kształtu.spawanych. elementów..ich.działanie.przeważnie.wymaga.użycia. specjalnie. przystosowanych. źródeł. spawalniczych,. związanych.z.układem.sterowania.robota.połączeniem. sieciowym,.np..devicenet. najprostsze.metody.oparte.zostały.na.detekcji.dotykowej.narzędziem.(końcem.drutu.elektrodowego.lub. dyszą. gazową. dla. głowic. mig/mag). położenia. elementów.łączonych.[1,.3÷6]..przed.spawaniem.nowego. zespołu. robot. wykonuje. zaprogramowane. ruchy. pomiarowe,.a.po.porównaniu.pozycji.zaprogramowanej.. z.rzeczywistą.i.dokonaniu.niezbędnych.przeliczeń.przystępuje. do. spawania. według. skorygowanej,. przesuniętej.i/lub.obróconej.trajektorii.(rys..1a)..nowoczesne. roboty.mogą.być.wyposażone.w.biblioteki.schematów. „poszukiwania”,.różniących.się.kształtem.oraz.rodzajem.odchylenia..niektóre.systemy.oferują.dodatkową. funkcjonalność,.jak.ustawianie.stałej.długości.wolnego. wylotu. drutu. elektrodowego. czy. potwierdzanie. obecności.detali. (rys..1b. i.1c). [3]..największymi.zaletami. metod. dotykowych. jest. niski. koszt. oraz. łatwość. zastosowania.(rys..2)..wśród.ograniczeń.zwraca.uwagę. stosunkowo. wolne. działanie. (pomiar. poprzedzający. spawanie),.korekta.ograniczona.tylko.do.kilku.charakterystycznych.punktów.i.nieuwzględniająca.zależności. pomiędzy.nimi,.brak.reakcji.na.ewentualne.odkształcenia. spawalnicze,. czy. też. brak. możliwości. detekcji. obszarów.o.bardzo.małych.rozmiarach,.np..większości. rowków.spawalniczych. w. zależności. od. jakości. spoiny,. możliwe. jest. zastosowanie. ciągłej. korekty. trajektorii. robota. podczas. spawania,.opartej.na.precyzyjnej.analizie.parametrów. jarzącego. się. łuku. spawalniczego. [1,. 4÷6].. zamiast. wcześniej. zaprogramowanej,. często. zgrubnej,. realizowana.jest.trajektoria.odpowiadająca.rzeczywistemu. przebiegowi. całej. spoiny,. a. ewentualne. odchylenia. przebiegu. spawanego. rowka. pod. wpływem. procesu. są.na.bieżąco.korygowane..istotą.korekty.jest.detekcja. zmian.prądu.spawania.powstających.w.czasie.układania.ściegów.zakosowych..jest.to.zarazem.największe. ograniczenie.metody,.uniemożliwiające.jej.stosowanie. w.przypadku.połączeń.cienkościennych,.albo.złączach. doczołowych.bez.wyraźnie.zaznaczonego.rowka.spoiny..istnieje.również.wiele.problemów.technologicznych. związanych.z.doborem.parametrów.spawania.gwarantujących.skuteczne.działanie.funkcji.korekcyjnych. laserowe czujniki triangulacyjne alternatywą. dla. funkcji. wbudowanych. mogą. być. zewnętrzne. sensory. oparte. na. triangulacji. laserowej.. [2,.7]..w.odróżnieniu.od.systemów.punktowych.(jednowymiarowych.–.1d).z.projekcją.pojedynczej.plamki. laserowej.na.mierzoną.powierzchnię,.nowoczesne. czujniki. pozwalają. na. pomiar. odległości. czujnika. dla. zdefiniowanej.linii.(2d)..projekcja.linii.laserowej.nie.wymaga.obecnie.ruchomych.części.czujnika,.a.detektory. cmos.umożliwiają.bardzo.szybki.i.dokładny.pomiar.. projekcja.linii.pomiarowej.prostopadle.do.kierunku. spawania.umożliwia.ocenę.zaburzeń.w.dwóch.kierunkach. –. poprzecznym. oraz. wysokości,. obrazujących. przekrój.rowka,.przesunięcie.łączonych.krawędzi.itp.. uzyskana.dwuosiowa.korekta.położenia.osi.elektrody,. jej.wysokości.i.przesunięcia.poprzecznego,.uzupełniona.zostaje.o.trzecią.oś.–.ruch.czujnika.wzdłuż.skanowanej.powierzchni,.dając.ostatecznie.system.analizy. 3d.(rys..3). dzięki. wysokiej. rozdzielczości. pomiarowej. otrzymuje.się.precyzyjne.narzędzie.do.detekcji.nawet.niewielkich.odchyłek.od.pierwotnego.położenia.elementów,. obrabianych. krawędzi,. w. tym. rowków. spoin. itp.. możliwe. jest. rozpoznawanie. szczelin. o. szerokości.. rys. 1. zasada. działania. detekcji. dotykowej. stosowanej. w. robotach.przemysłowych.do:.a).kompensacji.pozycjonowania.elementu,.. b).ustawiania.stałej.długości.wolnego.wylotu.drutu.elektrodowego,.. c).potwierdzania.obecności.detalu.[3] fig. 1. the.principle.of.the.touch.detection.method.employed.in.industrial.robots.for:.a).work.positioning.compensation,.b).electrode.wire. extension.adjustment,.c).work.present.detection.[3] rys. 2..przykład.części.o.bardzo.małej.powtarzalności.wymiarowej,. wymagających. zastosowania. funkcji. detekcji. dotykowej. do. każdej. korekty.położenia.spoin.łączących.zaczepy.z.podstawą fig. 2..an.example.of.lower.dimensional.accuracy.parts.to.be.welded. with.the.use.of.the.touch.detection.for.each.weld.accomplishment .a) .b) .c) 27przegląd spawalnictwa 6/2011 dziesiętnych. części. milimetra,. co. ma. ogromne. znaczenie. przy. wykonywaniu. połączeń. spawanych. części.cienkościennych..rozpoznawanie.nawet.skomplikowanych.przestrzennie.obiektów.może.w.niektórych. przypadkach. wyeliminować. konieczność. stosowania. precyzyjnych.układów.pozycjonowania.części.spawanych..odpowiednie.zastosowanie.czujnika.zmniejsza. czas.cyklu.produkcyjnego.w.porównaniu.z.korektą.dotykową.–.o.ile.była.możliwa,.oraz.znacząco.poprawia. jakość.i.powtarzalność.procesu.. wadą.metody.są.znaczne.wymiary.głowic.pomiarowych,.powodujący.wyraźne.utrudnienia.w.operowaniu. narzędziem.(rys..4).oraz.bardzo.wysoka.cena,.czasem. przewyższająca.koszt.samego.robota.spawalniczego. pomimo.ograniczeń,.laserowe.czujniki.triangulacyjne.stanowią.nie.tylko.alternatywę.dla.systemów.wbudowanych,.znacznie.wykraczając.poza.ich.ograniczenia,.ale.także.rozwiązanie.dla.wielu.złożonych,.często. nietypowych.zagadnień..skanowanie.przeważnie.ma. charakter. ciągły,. uwzględniający. przebieg. całej. spoiny.(rowka),.bez.istotnych.ograniczeń.co.do.grubości. spawanych.elementów.i.szerokości.szczeliny..podobnie. jednak.jak.w.przypadku.najprostszej.detekcji.dotykowej,.pomiar.następuje.przed.spawaniem.nowego. zespołu,.wydłużając.czas.jego.wykonania,.a.także.nie. uwzględnia.ewentualnych.deformacji.przebiegu.złącza. podczas.procesu.. nowe rozwiązanie rosnące.zainteresowanie.spawaniem.zrobotyzowanym.zespołów.o.obniżonej.dokładności.lub.niedokładnym. pozycjonowaniu. skłoniło. do. opracowania. autorskiego,. innowacyjnego. systemu. skanującego. z. laserowym. czujnikiem. triangulacyjnym.. podjęte. działania.realizowane.są.w.ramach.projektu.celowego.fsnt-not.nr.row-iii-141/2010.(zap.robotyka,. zakład. inżynierii. spajania. politechniki. warszawskiej),.a. ich.bezpośrednim.celem.jest.opracowanie. oraz.wdrożenie.do.produkcji.uniwersalnego.systemu. laserowego. 3d. do. śledzenia. obiektów. w. zrobotyzowanych. procesach. spawalniczych.. dotychczas. wdrażane.stanowiska.zrobotyzowane,.pomimo.bardzo. dobrych. parametrów. technicznych,. budowane. były.zgodnie.z.klasyczną.koncepcję.sterowania.programowego. (bez. sensorów). lub. z. wykorzystaniem. systemów. wbudowanych,. głównie. opartych. na. detekcji. dotykowej.. zastosowanie. sensorów. laserowych.pochodzących.od.innych.producentów,.głównie.z.importu,.z.uwagi.na.bardzo.wysoką.cenę.oraz. często.ścisłe.dopasowanie.do.określonego.typu.robotów,.nie.było.uzasadnione.ekonomicznie.lub.wręcz. niemożliwe.. do. najważniejszych. cech. nowo. opracowywanego. systemu.laserowego.zaliczyć.należy: –. uniwersalność.zamocowania.do.ramienia.robota,.zarówno.bez,.jak.i.z.typowym.złączem.antykolizyjnym,. także.w.przypadku.tzw..pustego.przegubu.(hw), –. konstrukcję.i.montaż.czujnika.w.jak.najmniejszym. stopniu. ograniczającą. swobodę. manewrowania.. i.dostęp.uchwytu.elektrodowego.do.miejsc.spawania, –. uniwersalność.systemu.sterowania,.umożliwiającą. współpracę.z.wieloma.typami.robotów, –. automatyczną.przesłonę,.mechanicznie.separującą. czujnik.podczas.spawania. wiele. uwagi. wymaga. dobór. sensora. zapewniającego. odpowiednie. parametry. użytkowe,. takie. jak. zakres. roboczy. (odległość. od. obiektu,. szerokość. skanowania),.czułość.i.rozdzielczość.pomiarowa,.odporność.na.rodzaj.skanowanego.materiału.i.stan.jego. powierzchni.. możliwa. będzie. detekcja. szczelin. od.. 0,1.mm.oraz.rozpoznawanie.różnych.profili,.w.tym: –. rowków.o.ścianach.równoległych.i.skośnych.w.stosunku.do.osi.głowicy.skanującej, –. naroży.wewnętrznych.(złącza.ze.spoinami.pachwinowymi).i.zewnętrznych.(złącza.narożne), –. uskoków. w. przypadku. złączy. zakładkowych. lub. spawania.elementów.o.różnych.grubościach, –. szczelin.o.nieregularnych.kształtach, –. wypukłości,.np..będących.wynikiem.wcześniejszego.wykonania.warstw.lub.ściegów.w.spoinach.wielowarstwowych.lub.wielościegowych, –. innych,. powstałych. w. pozostałych. procesach,. jak. napawanie,.montaż,.obsługa,.kontrola.itp. rys. 3.. idea.śledzenia.rowka.spoiny.za.pomocą.triangulacyjnego. czujnika.liniowego fig. 3..the.general.idea.of.welding.groove.observation.with.the.use. of.the.triangular.laser.line.sensor rys. 4..głowice.spawalnicze.z.laserowym.czujnikiem.triangulacyjnym.(kawasaki,.fanuc). fig. 4. the.example.of.robot.welding.heads.with.triangular.laser.sensors.(kawasaki,.fanuc) 28 przegląd spawalnictwa 6/2011 podsumowanie opracowano.wiele.programowych.i.sprzętowych. metod.korekcyjnych.umożliwiających.zrobotyzowane. spawanie. części. o. obniżonej. dokładności. ich. przygotowania.lub.niedokładnie.pozycjonowanych... w.zestawieniu.celowo.pominięto.bardziej.zaawansowane.rozwiązania,.np..oparte.na.analizie.obrazu. czy.skanowaniu.laserowym.bezpośrednio.podczas. spawania,. głównie. z. powodu. bardzo. wysokich. kosztów.i.ograniczonego.zastosowania.. pomimo. wyraźnych. ograniczeń. funkcjonalnych. systemów.prostych.–.wbudowanych,.należy.pamiętać.o.ich.zaletach..w.sprzyjających.okolicznościach. mogą.być.zastosowane.łącznie:.po.wstępnym.rozpoznaniu.położenia.części.metodą.detekcji.dotykowej. może.następować.spawanie.z.ciągłą.korektą.rowka. opartą.na.pomiarze.parametrów.łuku.spawalniczego. laserowe. czujniki. triangulacyjne. są. obecnie. szczególne. wartym. uwagi. uzupełnieniem. systemów.wbudowanych,.gdyż.skutecznie.łączą.wysoką.funkcjonalność.i.uniwersalność.z.malejącą.ceną. wdrożenia,.dzięki.nowym.opracowaniom.i.rosnącej. konkurencyjności. literatura [1]. grohs.k.:.roboty.spawalnicze.fanuc.–.wysoka.funkcjonalność.i.łatwa.obsługa..spajanie.materiałów.konstrukcyjnych. 2/2009. [2]. jones.c.,.degórski.p.:.system.pomiarowy.scancontrol.. elektro.info.11/2006. [3]. kruczyński.m.:.roboty.spawające.kawasaki:.funkcja.touch. sensing..biuletyn.automatyki,.astor.3/2009. [4]. lewandowski.w.:.robotyzacja.spawania.–.aktualny.kierunek..spajanie.materiałów.konstrukcyjnych.3-4/2010. [5]. materiały.firmowe.kawasaki,.fanuc,.kuka,.abb. [6]. petz.m.:.współczesne.zrobotyzowane.spawanie..przegląd. spawalnictwa.11/2009. [7]. roboty.kawasaki.na.targach.expowelding.2010..biuletyn. automatyki,.astor,.4/2010. jednodniowe. szkoleniu w następnym numerze benedykt ślązak analiza. wartości. chwilowych. parametrów. napięciowo-prądowych. w. ocenie. stabilności. procesu. spawania.. elektrodą.otuloną marek banasik, sebastian stano lasery.dyskowe.–.źródło.ciepła.dla.procesów.spawalniczych izabela kalemba, stanisław dymek mikrostruktura. i. właściwości. połączeń. stopów. aluminium. wykonanych. metodą. zgrzewania. tarciowego.. z.mieszaniem.materiału.zgrzeiny sławomir krajewski, jerzy nowacki mikrostruktura.i.właściwości.stali.o.wysokiej.wytrzymałości.ahss łukasz blacha, aleksander karolczuk porównanie. energetycznego. modelu. wyznaczania. trwałości. zmęczeniowej. złączy. spawanych. do. zaleceń.. międzynarodowych jerzy dobosiewicz, wojciech brunné przyczyny.nieszczelności.rurociągu.wody.amoniakalnej.w.obszarze.połączeń.spawanych lechosław tuz, paweł kołodziejczak, andrzej kolasa struktura.złączy.doczołowych.odlewniczych.stopów.magnezu 201410_pspaw.pdf 40 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 andrzej szczepankowski janusz szymczak uszkodzenia eksploatacyjne lotniczych silników turbinowych (lst) operation-attributable failures to aircraft turbine engines dr inż. andrzej szczepankowski, dr inż. janusz szymczak – instytut techniczny wojsk lotniczych. autor korespondencyjny/corresponding author: assz@op.pl streszczenie w artykule autorzy zwrócili uwagę na najczęściej spotykane w procesie eksploatacji lotniczych silników turbinowych (lst) przyczyny inicjacji uszkodzeń elementów rur żarowych zasadniczej komory spalania i zespołów turbin. zostały one zilustrowane licznymi przykładami stwierdzanej podczas wykonywania kontroli endoskopowych postępującej degradacji stanu powierzchni części i podzespołów różnego typu silników lotniczych. omówiono na przykładzie wyników systematycznej obserwacji proces niszczenia powierzchni łopatek wieńca wirnika turbiny. zwrócono uwagę na dotychczasowy i nadal obowiązujący sposób oceny przydatności lst do dalszej eksploatacji z uwzględnieniem specyfiki jego użytkowania. słowa kluczowe: turbinowy silnik lotniczy, wtrysk paliwa, zasadnicza komora spalania, zespół turbiny, dopalacz, proces niszczenia części i podzespołów abstract the paper has been intended to draw attention to some causes of the initiation of failures to components of flame tubes of the combustion chamber and turbine units, ones most often occurring throughout the process of operating aircraft turbine engines. they have been illustrated with multiple examples of degradation of surfaces of structural components and/or subassemblies, usually found during visual inspections of various types of aircraft engines. with results of systematic observations applied, the process of destruction of surfaces of blades in the turbine rotor blading has been discussed. attention has also been paid to the way of evaluating the suitability of a given engine for further operation, the method that has hith-erto been used and remains in force all the time. keywords: aircraft turbine engine, fuel injection, combustion chamber (combustor), turbine unit, afterburner, degradation of structural components and (sub)assemblies wstęp w wojskowych, wysoko manewrowych statkach powietrznych lotnicze silniki turbinowe (lst) są eksploatowane w warunkach częstych zmian obciążeń dynamicznych i cieplnych. do szczególnie groźnych dla bezpieczeństwa lotów, stwierdzanych uszkodzeń w lst należą: pęknięcia zmęczeniowe wałów i tarcz nośnych wieńców zespołów wirników ich sprężarek czy turbin, a zwłaszcza piór łopatek palisad kierownic czy wirników roboczych, jak i zespołów łożysk. uszkodzenia te mają duży wpływ na poziom niezawodności lst, gdyż nie tylko skracają resurs międzyremontowy, ale również zagrażają bezpieczeństwu wykonywanych zadań. badania wizualne powierzchni elementów tworzących przestrzenie wewnętrzne maszyn i urządzeń przemysłowych, a zwłaszcza lst z zastosowaniem specjalistycznych sond penetrujących stały się obecnie jedną z podstawowych metod diagnostyki technicznej. 41przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 doprowadziły do tego trudności w rozpoznawaniu uszkodzeń w ich części przepływowej na podstawie zmian wartości mierzonych i rejestrowanych parametrów termodynamicznych. było to i jest związane z uzyskaniem właściwej interpretacji symptomów powstających defektów, gdyż te są często identyfikowane jako objawy nieuniknionych i ciągłych procesów ich zużywania się w okresie ich przewidywanej eksploatacji. gdy już samo to, że mogą być one w takich stanach zbieżne i przez to trudne do jednoznacznego określenia stanowi istotną trudność w interpretacji uzyskiwanych wyników. w takich wypadkach mogą się okazać pomocne badania nieniszczące, a ściślej endoskopia, ponieważ ta nie wymaga demontażu badanego obiektu na podzespoły i części składowe, a stosowane oprzyrządowanie nie oddziałuje na badany obiekt. uzyskane w ten sposób wyniki umożliwiają wczesne zlokalizowanie ognisk uszkodzeń, a następnie okresową obserwację postępującej degradacji elementów. gdyż takie uszkodzenia, jak: pęknięcia zmęczeniowe, odkształcenia mechaniczne i cieplne, przegrzania i przepalenia czy korozja chemiczna i/lub wysokotemperaturowa oraz erozja mechaniczna i gazowa są głównymi przyczynami przedwczesnego wyprowadzania maszyn (lst) z eksploatacji, co przy ich nie wykryciu w odpowiednim okresie czasu może stanowić zagrożenie dla ich użytkowników. i to zapewne zaważyło na tym, że stała się ona jedną z podstawowych metod badań nieniszczących, jakie znalazły zastosowanie w transporcie lotniczym. wieloletni udział w badaniach metodą wizualną (endoskopową) i związana z nimi analiza stanu technicznego podzespołów lst umożliwia autorom dokonanie pewnych uogólnień, w tym dotyczących inicjacji ich uszkodzeń. przyczyny uszkodzeń do zapłonu mieszanki paliwowo-powietrznej dochodzi wskutek oddziaływania na nią zewnętrznego źródła wysokiej temperatury. iskry świecy zapłonowej lub wytworzonej w komorze zapłonnika żagwi płomienia rozruchowego. a, więc inicjatora lokalnego płomienia rozruchowego i to już na tyle podgrzewającego mieszankę, że zaczyna się w niej rozwijać egzotermiczna reakcja utleniania (spalania). i, jeżeli wydzielane przy tym ciepło wystarcza do podgrzania stale dopływającej mieszanki do temperatury przekraczającej wartość jej zapłonu, to proces ten zaczyna przebiegać samorzutnie, a źródło płomienia rozruchowego jest automatycznie odłączane. stanowi to jednak tylko zakończenie wstępnego etapu rozruchu lst, ponieważ później należy zapewnić mu podtrzymanie już zainicjowanego procesu spalania. wymaga to jednak, między innymi: wstępnego ogrzania powietrza i paliwa, doprowadzenia do zasadniczej komory spalania niezbędnej ilości utleniacza, prawidłowego rozpylenia paliwa i to tak, aby zwiększyć jego powierzchnię parowania i kontakt z zawartym w powietrzu tlenem, szybkiego i dokładnego mieszania się par paliwa z utleniaczem, jak i intensywnego mieszania się czynnika w płomieniu poprzez turbulizację i zawirowanie, utrzymania w całej strefie spalania odpowiedniego i jednakowego współczynnika nadmiaru powietrza oraz zastosowania stabilizatorów zapłonu, a w tym na przykład komór wstępnych (zapłonników rozruchowych) czy zawirowywaczy [1÷5]. jednakże wskutek mogących zaistnieć zaburzeń w napływie do komory spalania strumienia powietrza zza sprężarki czy pulsacji ciśnienia doprowadzanego do niej paliwa, może dochodzić w strefie mieszania do lokalnego, nadmiernego wzbogacenia mieszanki. wielkość wprowadzanych w przestrzeń rury żarowej komory kropel paliwa jest wprost proporcjonalna do natężenia przepływu przez dyszę, a w tym do pola jej przekroju poprzecznego i odwrotnie proporcjonalna do pierwiastka trzeciego stopnia różnicy ciśnienia paliwa znajdującego się w przewodzie rurowym przed wtryskiwaczem i ciśnienia w rurze żarowej dla każdego typu wtryskiwacza. wynika stąd, że im większe będzie natężenie masowe przepływu, a zatem i bezwzględnie większe wymiary wypływającej strugi tym trudniej ulega ona deformacji pod wpływem sił bezwładności, lepkości i wywołujących pulsacje ciśnienia oporów przepływu przez dyszę. sprzyja to powstawaniu w komorze obszarów o nadmiernie wysokiej temperaturze, jak i wydzielaniu się produktów niepełnego spalania [1÷5]. tym bardziej, że paliwo lotnicze, charakteryzujące się dużą zawartością procentową żywic i aromatów (do około 28%), staje się, w przypadku niepełnego spalania, źródłem wydzielania się drobnokrystalicznej odmiany grafitu (sadzy) i koksu. podczas tworzenia się i spalania mieszanki może również dochodzić do procesu rozszczepiania się wielkich cząstek węglowodorów na te o mniejszej liczbie atomów węgla (krakowania węglowodorów) i obecności towarzyszących temu procesowi nie do końca spalonych cząstek w postaci żywic, koksu i popiołu (nagaru). sprzyja temu też podwyższona zawartość siarki w paliwie, a to, że powstający wtedy produkt cechuje się zwiększoną twardością powoduje, że odrywanie się od na przykład elementów zespołów wtryskiwaczy nawet niezbyt dużych jego fragmentów, a następnie unoszenie ich przez przepływające strugi spalin nie tylko staje się źródłem stopniowej erozji, a następnie korozji powierzchni elementów rury ogniowej zasadniczej komory spalania, ale i zespołu turbiny lst. kolejnym źródłem uszkodzeń mogą być zbyt intensywne zawirowania w strefach miesza-nia i spalania, gdyż te nie tylko przyczyniają się do powiększenia się strat przepływu, ale i do zwiększenia się masy odkładanego na powierzchniach ścian nagaru, a ten z kolei 42 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 do nierównomiernego rozkładu temperatury i związanego z tym niebezpieczeństwa lokalnych przegrzań powierzchni czy wypaleń materiału. natomiast osadzenie się tego produktu na powierzchni czołowej wtryskicza nie tylko powoduje zmianę warunków jego pracy w postaci zmiany kąta rozpylania i gradacji rozpylanych kropel paliwa, ale może również doprowadzić do jego trwałego uszkodzenia. może również temu towarzyszyć wywołujące niestacjonarny rozkład pola temperatury wydłużanie się strefy spalania, jak i dopalanie się par czy wręcz kropel paliwa w przestrzeni zespołu turbiny. doprowadzając przez to do między innymi wypalania się uszczelnień i przegrzewania jej podzespołów, przy braku wyraźnych symptomów przekraczania warunków technicznych eksploatacji, ponieważ stała czasowa tego zjawiska jest wielokrotnie mniejsza niż stała czasowa klasycznego układu do pomiaru temperatury [1÷5]. strefowe wypalenia powierzchni, pęknięcia i ubytki materiału, jak i inne defekty stwierdza się w każdym rodzaju lst i to niezależnie od tego czy do rozpłomienienia się w nich mieszanki dochodzi od wytworzonego w zapłonniku płomienia rozruchowego czy od iskry świecy zapłonowej. podobne w skutkach uszkodzenia może również spowodować nieprawidłowa praca wtryskiwacza paliwa wywołana jego nieszczelnością, rozkalibrowaniem dyszy czy innym uszkodzeniem mechanicznym, jak i jego niewspółosiowość względem zawirowywacza [1÷5]. dochodzi też do uszkodzeń, których źródeł należałoby się doszukiwać w nieprawidłowej organizacji procesu spalania. wówczas, gdy dochodzi do lokalnego, krótkotrwałego wydłużania się strefy spalania mieszanki i przemieszczania się jej w kierunku dalszych sekcji rury żarowej (ogniowej) doprowadzając, zwłaszcza podczas jego rozruchu, do dopalania się par paliwa w przestrzeni palisady kierownic i wirnika turbiny. a świadectwem tego w jak istotny sposób proces ten ulegał okresowemu zakłóceniu są stwierdzane w tych miejscach zmiany stanu powierzchni. może także do tego dochodzić wskutek opóźnionej, w stosunku do chwili, kiedy rozpoczyna się wprowadzanie paliwa, inicjacji zapłonu po włączeniu się źródła wysokiej temperatury, co może z kolei wskazywać, na przykładowo uszkodzenia elektrod świec zapłonowych lub zbyt płytkie osadzenie ich w gniazdach mocowania. w tym czasie dochodzi jednak do wprowadzenia w przestrzeń rury ogniowej nadmiernej ilości niezapalnego paliwa i jeżeli już będzie tam to, które po wyłączeniu lst przedostało się w tę przestrzeń wskutek nieszczelności (niedomykania się) zaworów odcinających jego dopływ lub pozostało tam wskutek niecałkowitego otwierania się zaworów zlewowych (drenażowych) to może to doprowadzić po jego zapłonie do lokalnego, nadmiernego wydłużenia się strefy jego spalania aż po tylną część rury ogniowej czy wręcz w przestrzeń zespołu turbiny. i jeżeli nawet jest to krótkotrwały proces to i tak po pewnym okresie czasu pracy dochodzi tam w tych warunkach do inicjacji, a następnie postępującego procesu degradacji stanu technicznego jej części czy podzespołów. nie zapobiegnie temu pobierane z przestrzeni sprężarki, mające wytwarzać odpowiednio ukształtowaną na zewnątrz barierę cieplną czy przepływające w ich wnętrzu powietrze chłodzące. ponieważ obliczeniowa intensywność chłodzenia, a tym samym wymiana ciepła pomiędzy materiałem poszczególnego pióra łopatki a czynnikiem obniżającym jego temperaturę ma temu skutecznie przeciwdziałać, ale w przypadku, gdy proces ten przebiega w sposób prawidłowy. ale nie wówczas, kiedy oddziałuje na elementy agresywny chemicznie czynnik o temperaturze znacznie przekraczającej wartość dopuszczalną. przykład podczas okresowego przeglądu stanu technicznego elementów przestrzeni wewnętrznej stwierdza się liczne uszkodzenia powierzchni piór w wieńcach łopatek wirników turbin jednostek napędowych wysokomanewrowych statków powietrznych. mogą je powodować unoszone strugą przepływających spalin i uderzające w ich powierzchnie ciała obce, jak i rozwarstwiający się, i wykruszający się czy erozyjnie wymywany w strefach ich krawędzi natarcia (kn) i odparowywany z nich materiał warstwy ochronnej. podczas okresowego przeglądu stanu technicznego jednego z lst stwierdzono miejscowe ubytki warstwy wierzchniej kn dwóch, nienastępujących po sobie w wieńcu piór łopatek wirnika turbiny (rys. 1a1 i 1b1) [6]. z uwagi na obowiązujące dla danego typu lst wymagania techniczne i postępującą degradację, zmniejszono horyzont czasowy pomiędzy kolejnymi kontrolami wizualnymi stanu technicznego diagnozowanego podzespołu z 50 do 25 ± 5 godzin czasu jego pracy. nadzór nad stanem tych elementów rozpoczęto, gdy silnik ten już przepracował około 170 godzin i kontynuowano do chwili, kiedy wyczerpał łącznie około 90% przewidywanego resursu międzyremontowego. w wspomnianym okresie obserwowano w strefie ich kn stopniowo postępujący proces degradacji stanu technicznego i to nie tylko w postaci zwiększania się powierzchni uszkodzeń wykruszania się, odparowywania i wymywania materiału warstwy izolacyjno-ochronnej (rys. 1a1÷a2 i 1b1÷b2), ale i materiału rodzimego (rys. 1a3÷1a7 i 1b3÷1b7) [6]. natomiast w końcowym okresie pracy pod nadzorem stwierdzono również powstawanie wżerów (rys. 1a5÷a7 i 1b5÷b7) [6], co z kolei nie tylko już zaczęło zagrażać dalszym ubytkiem materiału rodzimego (i tworzeniem się „blizn”), ale jego perforacją i pęknięciami. 43przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 w chwili podejmowania decyzji, co do sposobu dalszej eksploatacji badany lst był uruchamiany 226, a w chwili jej zakończenia 382 razy. a, jak wynika z treści jego dokumentacji techniczno-ruchowej to podczas każdych, kolejnych 25 ± 5 godzin pracy był on uruchamiany od 21 do 24 razy. przystępując do okresowej analizy i oceny podzespołów diagnozowanego obiektu nie tylko bierze się pod uwagę jego zastany (bieżący) stan techniczny i odnosi się go do wcześniejszych, zarchiwizowanych zobrazowań, ale również się uwzględnia zarejestrowany i przechowywany przez komórki tak zwanej obiektywnej kontroli lotu użytkownika zapisy z przebiegu jego eksploatacji, a w tym rodzaj i czas wystąpienia zaistniałych podczas poszczególnych wylotów tego statku powietrznego, którego jednostkę napędową on stanowi, przekroczeń parametrów jej pracy. rodzaj i zakres przeprowadzonych czynności obsługowych i stwierdzanych, ewentualnych jego usterek, a następnie sposób ich usunięcia. ważną jest też sumaryczna liczba przepracowanych przez niego godzin od chwili wprowadzenia go do użytkowania, jak i po ostatnim remoncie głównym. i jest to jeden z tych czynników, który decyduje, jak dotychczas, o dalszym użytkowaniu zużywającego się obiektu. należałoby jednak zadać sobie pytanie czy tylko godziny pracy? przynajmniej w świetle stwierdzanych i zobrazowanych powyżej uszkodzeń. tym bardziej, że również jest eksploatowany przez polskie lotnictwo wojskowe taki typ lst, w którym zapłon paliwa wprowadzanego w strefę jego komory dopalacza jest dokonywany przez rozpłomienianą w zasadniczej komorze spalania i przemieszcza-jącą się wraz ze strumieniem gazów na i za jego zespoły turbin żagiew płonącego paliwa rozruchowego. czy ten sposób zapłonu nie sprzyja inicjacji zobrazowanych powyżej uszkodzeń i nie skraca żywotności części i podzespołów turbin? tym bardziej, że podczas każdych, kolejnych 25 ± 5 godzin pracy układ ten był uruchamiany średnio od 50 do 60 razy (306 razy w okresie 143 godzin pracy pod nadzorem). dlatego decydując o dalszym użytkowaniu lst należałoby, naszym zdaniem, nie tylko brać pod uwagę sumaryczną liczbę przepracowanych przez niego godzin, ale i powinna też o tym decydować liczba jego uruchomień (cykli pracy liczonych od chwili jego uruchomienia do wyłączenia), jak i liczba uruchomień jego układu dopalania. rys. 1. łopatki a i b stopnia wirnika turbiny lst. postępująca degradacja stanu technicznego (a1÷a7 i b1÷b7) w strefie kn piór wieńca [6] fig. 1. the blades a and b of the turbine rotor lst. the progressive degradation of the technical condition (a1÷a7 and b1÷b7) are kn feather ring 44 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 literatura [1] szczepankowski a., szymczak j., spychała j.: operating degradations of air turbine scoops of turbo engines. solid state phenomena, vols. 147-147, doi: 10.4028/3-90845404-2.524, trans tech publications, switzerland, zurich 2009/ jan/06. (b-10 p.). [2] szczepankowski a., szymczak j., bagiński a., kułaszka a: the diagnosing of turbines of turbomachinery with non-destructive method, ix międzynarodowa konferencja diagnostyka samolotów i śmigłowców airdiag’2011, 5-7.10., warszawa 2011, materiały w: safety and reliability systems journal of konbin nr 1(17) 2011. [3] szczepankowski a., szymczak j.: identification of operational damages of air-turbine engines using visual diagnostics. viii international conference mechatronic systems and materials sm 2012, białystok 2012. [4] szczepankowski a., szymczak j.: identyfikacja uszkodzeń eksploatacyjnych lotniczych silników turbinowych z wykorzystaniem diagnostyki wizualnej (w:) problemy badań i eksploatacji techniki lotniczej, t. viii, warszawa 2012. [5] szczepankowski a., szymczak j.: identification of operational damages of air-turbine engines using visual diagnostics. solid state phenomena, vols. 199, p. 33-42. doi:10.4028/3908454-04-2.524, trans tech publications, switzerland, zurich 2013. [6] baza danych zakładu silników lotniczych itwl (niepubl.). wnioski w procesie eksploatacji wojskowych statków powietrznych zespoły turbin omawianego powyżej typu lst są co najmniej dwukrotnie narażone (w każdym cyklu lotnym) na bezpo-średnie oddziaływanie ekstremalnych temperatur spalin czy wręcz płomienia nie spalonej mieszanki paliwowo-powietrznej. po raz pierwszy podczas ich rozruchu i kolejny podczas włączania układu dopalania. a przecież podczas niektórych wylotów układ ten może być (i jest) kilkakrotnie uruchamiany, co bez wątpienia ma bezpośredni wpływ na trwałość nadzorowanych elementów turbin (i długość resursu użytkowanego lst). dlatego kontrolę stanu technicznego podzespołów lst jest w stanie umożliwić systema-tyczna, endoskopowa penetracja przestrzeni wewnętrznej. a porównanie zastanego, bieżącego obrazu z poprzednim, zarchiwizowanym, ułatwia podjęcie diagnozy. imię i nazwisko kontakt do osoby zamawiającej: adres nip zamawiam książkę plany spawania – teoria i praktyka w redakcji przegląd spawalnictwa w liczbie .... egz. cena 1 egzemplarz książki jacka słani: plany spawania – teoria i praktyka wynosi: 80 zł (w tym 5% vat) w celu zamówienia książki w redakcji należy wypełnić formularz zamieszczony obok i przesłać go w formie faksu, skanu lub listu na adres: redakcja – przegląd spawalnictwa aw simp ul. świętokrzyska 14a, 00-050 warszawa tel.: 22 827 25 42, faks: 22 336 14 79 e-mail: redakcja@pspaw.pl wpłaty należy dokonać na rachunek bankowy: bank bph s.a. oddział w warszawie 45 1060 0076 0000 3200 0043 1836 podpis ______________________________________________________ firma plany spawania teoria i praktyka – jacek słania oświadczam, że jestem podatnikiem vat i upoważniam firmę do wystawienia faktury bez podpisu nr 5 2015 www.pdf 80 przegląd spawalnictwa vol. 87 5/2015 struktura zatrudnienia a ekonomia w robotyzacji procesów spawalniczych the structure of employment versus economy in robotic welding processes mgr inż. monika restecka – instytut spawalnictwa, gliwice. autor korespondencyjny/corresponding author: monika.restecka@is.gliwice.pl streszczenie ciągły rozwój robotyzacji procesów produkcyjnych dyktuje niższe ceny rynkowe konstrukcji i wyrobów spawanych. wdrożenie robotów spawalniczych w danym przedsiębiorstwie wiąże się z szeregiem zmian organizacyjnych także w strukturze zatrudnienia. przedstawiono wpływ robotyzacji na zatrudnienie, kwalifikacje personelu oraz bezpieczeństwo i higienę pracy. pokazano również możliwości pozyskiwania środków m.in. z funduszy unijnych na inwestycje w roboty i automaty przemysłowe. słowa kluczowe: fundusze z ue, robotyzacja, ekonomia abstract constant development of robotic manufacturing processes dictates lower market prices of welded structures and products. implementation of welding robots is connected with many organizational changes, also in the structure of employment. the robotics influence on employment, personnel qualifications, and occupational health and safety are shown in this article. the possibility of obtaining money, among others, from eu funds for investment in industrial robots and machines is also described in the article. keywords: eu funds, robotics, economy wstęp robotyzacja procesów przemysłowych wciąż się rozwija. roboty znajdują coraz więcej zastosowań. dyktuje to niższe ceny rynkowe konstrukcji i wyrobów spawanych. w porównaniu do innych krajów europejskich, rozwój robotyzacji w polsce odbywa się nadal wolniej niż oczekiwano. powodem są nie tylko wysokie koszty inwestycyjne, ale także wciąż niska świadomość społeczna z korzyści wynikających z wdrożeń tego typu. światowy trend rozwoju technologii spawalniczych wyraźnie zmierza w kierunku mechanizacji, automatyzacji, a także robotyzacji. jednak nadal cenne są wysokie umiejętności manualne i doświadczenie zawodowe spawaczy, potwierdzone krajowymi i międzynarodowymi certyfikatami. nie jest zatem prawdą, że robot wykonujący zadania spawalnicze, w których zastępuje człowieka jest jego wrogiem. wręcz przeciwnie, współczesne warunki przemysłowe narzucają ścisłą współpracę człowieka z maszyną. należy mieć jednak świadomość, że wdrożenia robotyzacji wiążą się niejednokrotnie z koniecznością zmiany struktury zatrudnienia i oddelegowania pracowników do innych obowiązków. jednym z głównych celów stosowania robotyzacji spawalnictwa jest wyeliminowanie człowieka z pracy w miejscach, w których warunki są niebezpieczne i zagrażają zdrowiu lub życiu spawacza. oczywiście kolejnym ważnym aspektem pozostaje zwiększenie powtarzalności i wydajności procesów przy zachowaniu lub nawet poprawieniu jakości. istotnym elementem na tym etapie współpracy spawacza z robotem spawalniczym jest umiejętne i racjonalne wykorzystywanie wiedzy technologicznej. doświadczenie i wiedza spawacza pomaga w swobodnym korzystaniu z wszystkich atutów jakie daje robotyzacja spawania [1,3]. trendy rozwoju robotyzacji coraz częstszym zadaniem jakie stawiane jest producentom konstrukcji spawanych jest wyższa jakość przy niskich kosztach i jak najszybszym wykonaniu danego zlecenia. dlatego też coraz częściej producenci decydują się na wdrażanie zautomatyzowanych i zrobotyzowanych rozwiązań, opłacalnych przede wszystkim w krajach uprzemysłowionych i wysoko rozwiniętych. z prognoz ekspertów z międzynarodowej federacji robotyki (ifr) wynika, że przez najbliższe dwa lata (2015-2017) zapotrzebowanie na roboty przemysłowe osiągnie poziom 190 tysięcy sztuk. największym wzrostem będą mogły pochwalić się kraje azjatyckie (wzrost na poziomie 21%), a przede wszystkim chiny, tajwan i korea. wzrost 11% prognozowany jest dla ameryki północnej, natomiast 6% dla europy. w poniższej tabeli przedstawiono dane dotyczące szacowanej, rocznej sprzedaży robotów w europie (tablica i) [11,15]. w 2014 roku stan robotyzacji powinien wynieść 205 000 sztuk robotów przemysłowych. jeśli globalna sytuacja monika restecka 81przegląd spawalnictwa vol. 87  5/2015 gospodarcza, uwzględniając m.in. konflikt między ukrainą i rosją, się poprawi wzrost ten może być jeszcze większy [11,15]. na podstawie raportów opracowanych przez ifr, można stwierdzić, że robotyzacja procesów przemysłowych, a w tym procesów spawalniczych jest trendem ogólnoświatowym, a co za tym idzie wyznacznikiem konkurencyjności. w latach 2015-2017 również polskie przedsiębiorstwa będą inwestować w automatyzację i robotyzację [15]. wpływ robotyzacji na strukturę zatrudnienia zastosowanie robotyzacji w wybranych procesach przemysłowych w danym przedsiębiorstwie wiąże się z szeregiem zmian organizacyjnych m. in. w strukturze zatrudnienia pracowników. zastąpienie pracy ludzkiej robotami może w konsekwencji doprowadzić do redukcji niektórych etatów. na podstawie badań przeprowadzonych przez ibngr można stwierdzić, że najczęściej w wyniku robotyzacji, pracownicy oddelegowani zostają do innych obowiązków. spadek zatrudnienia występuje rzadziej, co pokazuje poniższy wykres (rys. 1). 65% firm wykazało brak zmian w zatrudnieniu, natomiast tylko ok. 20 % spadek zatrudnienia. w związku ze wzrostem mocy produkcyjnej uzyskanej dzięki robotom w niektórych firmach pojawiła się konieczność stworzenia nowych miejsc pracy i powiększenia kadry pracowniczej. prawie 20% ankietowanych firm zadeklarowało taką potrzebę. kraj 2012 2013 2014* 2015* 2016* 2017* europa 41.218 43.384 46.000 47.000 49.000 55.000 czechy 1.040 1.337 1.800 2.000 2.300 2.600 francja 2.956 2.161 2.300 2.400 2.600 2.800 niemcy 17.528 18.297 19.500 19.500 20.000 21.000 włochy 4.402 4.701 4.800 5.000 5.200 5.500 hiszpania 2.005 2.764 3.000 3.500 3.600 3.800 wielka brytania 2.943 2.486 2.500 3.000 3.200 3.500 inne 10.344 11.538 12.100 11.600 12.100 15.800 ogółem 159.346 178.132 205.000 232.850 258.900 288.000 tablica i. roczna sprzedaż robotów przemysłowych w europie wraz z prognozami na lata 2012-2017 [11] table i. annual sales of industrial robots in europe along with forecasts for the years 2012-2017 rys. 1. wpływ robotyzacji na zatrudnienie, kwalifikacje personelu oraz bezpieczeństwo i higienę pracy [6] fig. 1. robotics influence on employment, personnel qualifications and occupational health and safety gedia poland assembly, producent części dla przemysłu motoryzacyjnego należy do grupy firm, w której powiększono zasoby ludzkie. decyzja o robotyzacji w tym przedsiębiorstwie została podjęta z uwagi na konieczność zapewniania wysokiej jakości przy zaawansowanym technologicznie produkcie. dodatkowo praca przy procesach spawalniczych związanych z odpowiednimi detalami była niebezpieczna, a w niektórych przypadkach wręcz niemożliwa. obecnie w zakładzie zostało zainstalowanych 57 robotów. 60% z nich to roboty przeznaczone do zgrzewania punktowego natomiast 40% to roboty spawalnicze oraz roboty zajmujące się transportowaniem detalu. prace wykonywane przez roboty należy wykonywać w sposób ciągły i precyzyjny. dzięki temu rozwiązaniu firma może pochwalić się prawie 100% powtarzalnością w kwestii jakości i wymiarów. istnieje także możliwość elastycznego wprowadzania zmian do procesu na życzenie klienta, a także możliwość wykonywania różniących się od siebie detali na jednej maszynie. moce produkcyjne wzrosły na tyle, że powstało ok. 200 nowych miejsc pracy. bez nowych pracowników niemożliwy byłby dalszy rozwój firmy. dzięki zwiększeniu zatrudnienia i wdrożeniom robotyzacyjnym gedia wykonuje dużo większą ilość zleceń rocznie, a także posiada zaplecze na wykonywanie bardziej złożonych i wymagających projektów [6]. kolejnym przykładem pozytywnego wpływu robotyzacji na zatrudnienie jest kopalnia węgla brunatnego w koninie (pak), która zajmuje się wydobyciem. aby wydobywanie węgla było możliwe należy w pierwszej kolejności zdjąć nakład czyli ziemię. do tej czynności służą koparki uzbrojone m.in. w naroża i zęby. pak zautomatyzował stanowiska spawalnicze do wytwarzania ww. zębów. dzięki robotyzacji obecna, roczna produkcja to ok. 25 000 sztuk. aby wyprodukować podobną ilość detalu potrzebnych było 3-4 pracowników ponieważ 1 pracownik spawał 30 sztuk dziennie. robot potrafi spawać z prędkością ok. 70 sztuk na dzień. po wdrożenie robotyzacji na stanowiskach pracują 2 roboty spawalnicze i wykonują tę samą pracę, ale przy obsłudze jednej osoby. pozostałe osoby zostały oddelegowane do innych zadań m. in. do napawania naroży. dzięki takiej organizacji pracy produkcja została usprawniona a produktywność się zwiększyła. robotyzacja dobrze wpłynęła także na kulturę i środowisko pracy. stanowiska wyposażone są w wyciągi, które wychwytują dymy spawalnicze, a przy stanowiskach zrobotyzowanych pracownicy nie są bezpośrednio narażeni na działanie promieniowania ultradźwiękowego i podczerwonego [6]. roboty zastępują człowieka w niebezpiecznych warunkach proces technologiczny, jakim jest spawanie, jest źródłem emisji dymów oraz toksycznych gazów. wraz z pojawieniem się nowych metod spawania oraz nowych materiałów 82 przegląd spawalnictwa vol. 87 5/2015 dodatkowych liczba narażonych na niebezpieczne warunki spawaczy stale rośnie. według outlook handbook w 2014 roku w usa liczba zatrudnionych spawaczy wynosiła 500 000, natomiast na świecie liczba ta zbliżyła się do 2 mln. aby zmniejszyć narażenie pracowników na szkodliwe warunki stosuje się wyciągi dymów, odzież ochronną, a także w miarę możliwości steruje się parametrami procesu. jednym z rozwiązań jest także robotyzacja. szczególnie w przypadku spawania najbardziej szkodliwych materiałów lub spawania w zamkniętych przestrzeniach. najbardziej niebezpieczne dla życia i zdrowia spawaczy jest spawanie stali niskostopowych w przestrzeniach zamkniętych, spawanie stali wysokostopowych, stopów aluminium, spawanie drutami proszkowymi samoosłonowymi oraz spawanie materiałów zawierających substancje rakotwórcze [8,12]. przykładem ciekawego zastosowania robotyzacji w warunkach zagrażających życiu i zdrowiu jest nowopowstały projekt robota dla przemysłu stoczniowego. przemysł ten jest jednym z najniebezpieczniejszych środowisk dla osób zajmujących się spawaniem. mimo to większość prac spawalniczych wykonywanych jest tutaj za pomocą ludzkich rąk. dzieje się tak ze względu na trudny dostęp do wielu spawanych miejsc. jest to bardzo duże wyzwanie, ponieważ istniejące warunki takie jak opary, zwarcia elektryczne oraz wysokie temperatury (ok. 40-50 °c) narażają zdrowie pracowników. te warunki są jeszcze trudniejsze jeśli chodzi o wnętrze podwójnego kadłuba statku. dwukadłubowa konstrukcja z płyt stalowych zamknięta jest ze wszystkich stron (rys. 2) tego typu konstrukcje są wymagane przez międzynarodowe przepisy morskie dla wszystkich tankowców, aby zapobiec wyciekom ropy. wewnątrz podwójnej burty istnieje tylko kilka miejsc łatwo dostępnych dla spawacza. rys. 2. dwukadłubowa struktura tankowca w przemyśle stoczniowym [5] fig. 2. structure of the double hull oil tanker in in the shipbuilding industry do tej pory nie istniało rozwiązanie zrobotyzowane, które mogłoby wyeliminować człowieka z tego procesu. roboty, które są stosowane w przemyśle stoczniowym na otwartych przestrzeniach (6-osiowe) nie znalazły zastosowania w tym przypadku przede wszystkim ze względy na swoje gabaryty. często tego typu roboty instalowane są na suwnicy, która montowana jest do sufitu stoczni i nie ma dostępu do wnętrza burty. propozycje zmechanizowania spawania podwójnego kadłuba opierały się na wózkach spawalniczych, których właściwości spawania były zadowalające, jednak przy ich użyciu nie można było wykonać złącza na kształt litery „u”. problemem był niedobór stopni swobody, który został rozwiązany dzięki nowemu projektowi robota spawalniczego rail runner x (rrx). robot ten posiada 6 stopni swobody i jest osadzony na 6-osiowej, mobilnej platformie, a jego masa całkowita nie przekracza 60 kilogramów. prototyp został wykonany przez daewoo shipbuilding and marine engineering. system i gabaryty robota pozwalają na jego pracę w wąskich i ciasnych pomieszczeniach oraz na wykonywanie złączyw oczekiwanym kształcie. pozwoliło to na wyeliminowanie człowieka z zadań spawalniczych w trudnych warunkach wnętrza podwójnej burty tankowców [4,5,7]. znacznym źródłem emisji dymów i toksycznych gazów jest także spawanie stali nierdzewnej oraz aluminium i jego stopów. firma alvo group gastrometal producent stołów zabiegowych i operacyjnych, klatek, wanien rehabilitacyjnych oraz stołów i wanien do mycia zwierząt wykonuje spawanie materiałów z ww. niebezpiecznej dla spawacza grupy. ponadto proces spawania wymienionych komponentów polega na wykonaniu bardzo długich spoin. przedsiębiorstwo zdecydowało się na wdrożenie zrobotyzowanego stanowiska składającego się z robota fanuc s-420i z kontrolerem r-j2. instalacja pomogła zarówno w aspekcie technologicznym jak i w zwiększeniu produktywności. dodatkowym, ale równie ważnym atutem jest to, że operator nie pracuje obecnie w bezpośrednim oddziaływaniu dymów spawalniczych. wykwalifikowani spawacze wykonują bardziej specjalistyczne prace nie zagrażające ich zdrowiu [16]. na podstawie wyżej wymienionych przykładów oraz prognoz ifr można potwierdzić, że robotyzacja to trend ogólnoświatowy. jednak procesy spawalnicze są bardzo złożone i nadal pozostają obszary, w których, z różnych względów, nie możliwe jest zastosowanie robotów. w takich przypadkach można zastanowić się nad częściowymi, zmechanizowanymi rozwiązaniami, które mogą usprawnić produkcję i niejednokrotnie pomóc spawaczom w monotonnych, prostych zadaniach. takimi rozwiązaniami są m.in. automaty spawalnicze tj. wózki i traktory poruszające się najczęściej z wykorzystaniem torowiska, wymuszającego kształt spoiny, słupowysięgniki ułatwiające prace spawalnicze np. przy poszyciu zbiorników, przejezdne urządzenia typu bramowego, szczególnie nadające się do spawania profili (rys. 3). rys. 3. przykład traktora spawalniczego [źródło: www.rywal.com.pl] fig. 3. example of welding tractor [źródło: www.rywal.com.pl] kwalifikacje spawacza a robotyzacja polska może pochwalić się 4 tys. osób, które dysponują międzynarodowymi lub europejskimi dyplomami z dziedziny spawalnictwa, a ponad 8 tys. osób ma potwierdzone kwalifikacje w zakresie ndt. z badań przeprowadzonych przez instytut spawalnictwa wynika, że z 200 ankietowanych firm spawalniczych każda posiada przynajmniej jednego specjalistę z międzynarodowym dyplomem (rys. 4) [9,10]. naturalną konsekwencją uruchomienia urządzeń zaawansowanych technologicznie w danym zakładzie jest wzrost kwalifikacji kadry pracowniczej. nabycie umiejętności codziennej obsługi robotów przemysłowych wymaga przejścia odpowiedniej serii szkoleń. operator robotów spawalniczych powinien posiadać kwalifikacje zgodne z pn-en 1418:2000: personel spawalniczy – egzaminowanie operatorów urządzeń spawalniczych oraz nastawiaczy zgrzewania oporowego dla w pełni zmechanizowanego i automatycznego spajania 83przegląd spawalnictwa vol. 87  5/2015 metali. najczęściej przed kandydatami do tego typu szkoleń stawiane są wymagania: ukończenie 18 roku życia, co najmniej podstawowego lub zawodowego wykształcenia oraz zdolność do wykonywania zawodu spawacza, potwierdzona orzeczeniem lekarskim. kursy szkoleniowe powinny być przeprowadzone zgodnie z: pn-en 287-1 a1, pn-en 287-2 a2, pn-en 9606-3. operator, który zdał egzamin państwowy potwierdzający kwalifikacje oraz posiada zaświadczenie o ukończeniu szkolenia ma możliwość zautomatyzowanego spawania metodami: 111 spawania łukowego elektrodą otuloną, stali niestopowych; 131 (mig) spawania elektrodą topliwą w osłonie gazów obojętnych aluminium; 135 (mag) spawania elektrodą topliwą w osłonie gazów aktywnych; 136 (mag) spawania elektrodą topliwą w osłonie gazów aktywnych/drutem proszkowym; 141 (tig) spawania elektrodą nietopliwą w osłonie gazów obojętnych. ponadto personel techniczny powinien posiadać dodatkową wiedzę dotyczącą konserwacji, napraw, instalacji elektrycznej itp. firmy ankietowane przez ibngr w 80% potwierdziły podwyższenie kwalifikacji swoich pracowników związanych z wdrożeniami robotyzacji. ponieważ roboty zwykle zastępują pracowników na stanowiskach gdzie warunki pracy były dla nich szkodliwe lub w pracach szczególnie monotonnych i uciążliwych dla zdrowia, ogólny poziom bezpieczeństwa i higieny pracy również został podniesiony [6,13]. rys. 4. personel spawalniczy z międzynarodowymi dyplomami zatrudniony w analizowanych firmach (wg % odpowiedzi) [9] fig. 4. welding personnel with international diplomas employed in the analyzed companies (response rate) inwestycja w roboty – skąd wziąć pieniądze? gdy zapada decyzja o wdrożeniu robotyzacji, powstaje pytanie skąd wziąć pieniądze na tak ogromną inwestycję. z badań przeprowadzonych przez instytut spawalnictwa wynika, że ponad 50% firm nie decyduje się na wdrożenie robotów z powodu wysokich kosztów inwestycji oraz 40% z powodu braku funduszy. niechęć do zmian i zadowolenie z istniejącego stanu występuje w 27% dużych firm oraz w 10% msp. małe i średnie przedsiębiorstwa w 20% przyznają także brak odpowiedniej wiedzy. dla dużych firm nie stanowi to tak dużego problemu jednak należy mieć świadomość, że bez informacji o nowościach i korzyściach jakie niesie za sobą wdrażanie robotyzacji nie będzie znaczącego postępu w procesach produkcyjnych (rys. 5) [9,10]. jednym z rozwiązań jest skorzystanie z funduszy unijnych. programy krajowe i regionalne zostały przewidziane na lata 2014-2020. ministerstwo infrastruktury i rozwoju informuje, że fundusze europejskie z dużym naciskiem przeznaczone zostaną na działania prowadzące do wzrostu konkurencyjności i innowacyjności polskiej gospodarki. ponad połowa środków (40,2 mld euro) zostanie przeznaczona na wsparcie m.in. badań naukowych i konkurencyjności msp. 40% puli przekazane zostanie na programy regionalne w różnych obszarach tematycznych. programy te będą dwufunduszowe. część funduszy umożliwi sfinansowanie szkoleń, podnoszenie kwalifikacji personelu oraz outplacement, natomiast druga część przeznaczona zostanie na typowe inwestycje. podobnie jak inne kraje polska musiała wybrać krajowe, inteligentne specjalizacje. wybranych zostało 18 specjalizacji w 5 działach. jednym z działów są innowacyjne technologie i procesy przemysłowe. w ramy tej grupy tematycznej obok wielofunkcyjnych materiałów i materiałów kompozytowych o zaawansowanych właściwościach (w tym nanoprocesy i nanoprodukty), sensorów (w tym biosensory) i inteligentnych sieci sensorowych, inteligentnych sieci i technologii geoinformacyjnych, elektroniki opartej na polimerach przewodzących, optoelektronicznych systemów i materiałów, ujęto także automatyzację i robotykę procesów technologicznych [2]. rys. 5. czynniki utrudniające działalność innowacyjną w spawalnictwie (% odpowiedzi) [9] fig. 5. factors hindering innovation in the welding industry (response rate) dodatkowym źródłem finansowania z brukseli dla producentów zamierzających wdrożyć robotyzację jest program horyzont 2020. największy w historii, unijny program ramowy na rzecz badań naukowych i innowacji. są to jednak środki przeznaczone głównie dla msp. jego budżet sięga blisko 80 mld euro na lata 2014-2020. cały program podzielony jest na cztery czasowe programy pracy. stanowi to duże ułatwienie i daje większą przewidywalność. nowym rozwiązaniem w horyzoncie 2020 jest open access czyli obowiązek publikowania wyników projektu oraz zapewnienie otwartego dostępu do publikacji naukowych. ocena wniosków dokonywana jest na bazie 3 podstawowych kryteriów. pierwszym z nich jest „doskonałość” czyli przełomowy charakter projektu, drugim „wpływ” czyli opis przewidywanych skutków działania np. przewidywanie zwiększenia konkurencyjności, trzecim „jakość i efektywność wdrożenia”. w ramach wsparcia wyodrębniono sme instrument podzielony na różne obszary tematyczne. w ramach działania instrumentu wyznaczono 3 fazy, które podlegają finansowaniu: fazę pierwszą czyli studia wykonalności (m.in. weryfikacja techniczna, praktyczna, ekonomiczna – dofinansowanie max. 50 000 euro w formie ryczałtu), fazę drugą czyli działania badawcze (demonstracja, testowanie prototypów, pilotaż itp.) oraz fazę trzecią czyli wdrożenie. faza trzecia podlega finansowaniu pośredniemu przez fundusze podwyższonego ryzyka. poziomy gotowości dla projektu horyzont 2020 określone zostały w general annexes sekcji g. na ich podstawie określone zostały progi dofinansowania: researches and innovation actions (ria) – dofinansowanie na badania i innowacje: 100% kosztów kwalifikowanych innovation actions (ia) – dofinansowanie na innowacje: 70% kosztów kwalifikowanych podstawowe dokumenty oraz procedura składania wniosków, krok po kroku, znajduje się na stronie ministerstwa nauki i szkolnictwa wyższego. warto także monitorować 84 przegląd spawalnictwa vol. 87 5/2015 terminy naboru do projektów związanych z działem automatyzacji i robotyki procesów technologicznych na stronie: www.funduszeeuropejskie.gov.pl w zakładce „skorzystaj” [2,14]. dodatkowymi możliwościami uzyskania finansowania na automatyzację i robotyzację procesów spawalniczych są m.in. kredyty on-line, kredyty gwarantowane dla firm, pożyczki firmowe, kredyty w rachunku bieżącym, kredyty zabezpieczone dla aktywnych przedsiębiorców, finansowanie z linią kredytową, kredyty z gwarancją bgk, finansowanie środków trwałych w postaci leasingu, długoterminowe kredyty z zabezpieczeniem w postaci hipoteki i wiele innych. literatura [1] bielski m.: spawacze i automaty. przegląd techniczny, nr 5/2014. [2] cieszkowska d.: pieniądze dla firm cz. 1. fundusze z ue 2014-2020, dziennik gazeta prawna, luty 2015 r. [3] ebel k.h.: the impact of industrial robots on the word of work. robotics 2013. [4] lee d., kim j.: development of a mobile robotic system for welding in the double-hulled structure of a ship, robotics and computer – integrated manufacturing. 26 (1), kwiecień 2011/ [5] lee d., ku n., kim t., kim j., lee k., son y.: development and application of an inteligent welding robot system for shipbuilding. robotics and computer – integrated manufacturing, 27, kwiecień 2011. [6] łapiński k., peterlik m., wyżnikiewicz b.: wpływ robotyzacji na konkurencyjność polskich przedsiębiorstw. maj 2013. [7] oh m., lee s., kim t.: design of a teaching pendant program for a mobile shipbuilding welding robot rusing pda. computer aided design, nr 42, marzec 2010. [8] popovic o., prokic-cvetkowic r., burzic m., lukic u., beljic b.: fume and gas emission during arc weldig. hazard and recommendation. renevable and sustainable energy reviews, nr 37, wrzesień 2014. [9] restecka m., zeman w.: innowacje – modne hasło czy konieczność? magazyn przemysłowy nr 11(132)/listopad 2013. [10] restecka m., zeman w.: innowacyjność producentów konstrukcji i wyrobów spawanych na przełomie lat 2012/2013 w oparciu o wyniki badań ankietowych. praca własna, instytut spawalnictwa, listopad 2013. [11] restecka m.: robotyzacja – trend ogólnoświatowy. biuletyn instytutu spawalnictwa, nr 1/2015. [12] sriram k., lin g., jefferson a., store s., afshari a., keane m., mckinney w., jackson m., chen b., schnegler-berry d., cumpston a., cumpston j., roberts j., frazer d., antoni j.: modifiyng welding process parameters can reduce the neurotoxic potential of manganawe – containing welding fumes. toxicology, nr 328, luty 2015. [13] strona internetowa: www.bhp.abc.com.pl [14] strona internetowa: www.funduszeeuropejskie.gov.pl [15] strona internetowa: www.ifr.org [16] strona internetowa: www.robotyprzemyslowe.pl podsumowanie z danych ifr wynika, że pomimo wysoko wykwalifikowanego personelu spawalniczego, polska jest jednym z najmniej zrobotyzowanych krajów na świecie. biorąc pod uwagę prognozy ekspertów oraz aktualne tendencje światowego rynku przemysłowego, należy oczekiwać, że zapotrzebowanie polskich przedsiębiorców na roboty przemysłowe, a w tym na roboty spawalnicze, będzie rosnąć w najbliższych latach. wzrost ten w dużej mierze spowodowany będzie presją, jaką będzie wywierać konkurencja. jak pokazują licznie przytoczone przykłady, zastosowanie robotów spawalniczych pozytywnie wpływa na rentowność firmy, usprawnienie produkcji, obniżenie jej kosztów, a także na poprawienie jakości wyrobu. dodatkowymi atutami jest niejednokrotne zwiększenie zatrudnienia oraz podnoszenie kwalifikacji personelu spawalniczego. roboty wyręczają także wykwalifikowany personel w pracach związanych z trudnymi lub niebezpiecznymi dla życia lub zdrowia warunkami. mechanizm konkurencyjny związany z dynamicznym wzrostem liczby robotów w światowym przemyśle w najbliższym czasie spowoduje, że coraz częściej polscy przedsiębiorcy będą decydować się na robotyzację produkcji, zwłaszcza że możliwości na finansowanie, tej niemałej, inwestycji jest wiele. ps 001 2016 www.pdf 97przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 integracja wyników badania aktywną termografią   i techniką terahercową na potrzeby oceny defektów   w materiałach kompozytowych data fusion of active termography and terahetz technique inspection results in composite materials defects evaluation dr inż. przemysław łopato; de barbara szymanik, dr inż. grzegorz psuj– zachodniopomorski uniwersytet technologiczny w szczecinie, wydział elektryczny katedra elektrotechniki teoretycznej i informatyki. autor korespondencyjny/corresponding author: plopato@zut.edu.pl streszczenie w niniejszym artykule prezentowana jest technika wykrywania i oceny wad w materiałach kompozytowych, bazująca na integracji aktywnej termografii i metody terahercowej. w badaniach eksperymentalnych została wykorzystana próbka wykonana z kompozytu szklanego z szeregiem nawierceń symulujących rzeczywiste wady. w związku z faktem, iż aktywna termografia i technika terahercowa są wrażliwe na zmiany różnych parametrów fizycznych materiału, połączenie wyników uzyskanych za pomocą obydwu metod pozwoli na otrzymanie możliwie pełnej informacji o badanej próbce. słowa kluczowe: aktywna termografia podczerwona; technika terahercowa; fuzja danych; materiały kompozytowe abstract in this paper the technique of defects evaluation in composite materials based on a combination of active thermography method and terahertz technique is presented. the composite glass fiber sample with arifitial cirindlical defects having different depths was chosen for the tests. active infrared thermography with halogen lamps and terahertz technique are sensitive to changes in different physical parameters of the tested material. the combination of these techniques, performed by the data fusion of obtained measurements results allows to obtain the more complete on the detected material’s defect. keywords:  active infrared thermography; terahertz technique; data fusion; composite materials wstęp materiały kompozytowe, ze względu na ich lekkość, odporność i łatwość w użytkowaniu, są coraz częściej używane w szeregu gałęzi przemysłu. konstrukcje kompozytowe spotkać można w przemyśle lotniczym, okrętowym, czy energetycznym jako elementy elektrowni wiatrowych. oczywiście, struktury te często poddawane są dużym obciążeniom, co w dłuższym procesie użytkowania prowadzi do znacznego osłabienia materiału i może powodować dalekie w skutkach awarie. dlatego wymagana jest ciągła kontrola stanu tych konstrukcji przy użyciu metod nieniszczących, co obecnie jest realizowane głównie za pomocą techniki ultradźwiękowej oraz radiografii. w niniejszej pracy autorzy proponują użycie dwóch metod badań nieniszczących do zbadania stanu przygotowanej próbki. aktywna termografia podczerwona ze wzbudzeniem lampami halogenowymi może służyć zarówno do przemysław łopato, barbara szymanik, grzegorz psuj globalnej oceny materiału, jak i do oceny lokalnej (przy wykorzystaniu obiektywów typu makro lub mikro), a jej przydatność została udowodniona dla wielu rodzajów badanych materiałów. trzeba jednakże zauważyć, że metoda ta daje słabsze wyniki w przypadku niektórych kompozytów odznaczających się niską wartością współczynnika przewodności cieplnej. innymi parametrami fizycznymi, na których zmianę jest wrażliwa technika aktywnej termografii wzbudzana lampami halogenowymi, są gęstość materiału oraz jego pojemność cieplna. w przypadku drugiej stosowanej tutaj metody techniki terahercowej ważnym parametrem okazuje się być wartość współczynnika refrakcji, dlatego też metoda ta daje szczególnie dobre rezultaty w przypadku warstwowych materiałów kompozytowych. trzeba zaznaczyć jednak, że w przypadku techniki terahercowej należy mówić o inspekcji lokalnej, jako iż badanie odbywa się punkt po punkcie. przeglad welding technology review 98 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 w niniejszym artykule w pierwszej kolejności zostaną zaprezentowane metody eksperymentalne, następnie wyniki badania próbki kompozytowej, które zostały wykonane oddzielnie przy użyciu każdej z metod. na koniec zostanie przedstawiona metodyka oraz wyniki procesu integracji rezultatów otrzymanych obiema metodami, przy wykorzystaniu zaawansowanych algorytmów fuzji danych. metody eksperymentalne termografia podczerwona jest jedną z najpopularniejszych technik badań nieniszczących i ma szerokie zastosowanie [1÷4,16]. technika ta dzieli się na dwie podstawowe kategorie termografię pasywną (tp) i aktywną (ta). tp jest używana w przypadku, gdy badany obiekt nie znajduje się w równowadze termodynamicznej i można zauważyć fluktuacje rozkładu temperatury na jego powierzchni bez użycia zewnętrznego źródła energii. jednak w przypadku, gdy badany obiekt znajduje się w równowadze termodynamicznej, badanie pasywne nie może dać dobrych rezultatów. stosuje się wtedy metodę termografii aktywnej, która wykorzystuje zewnętrzne źródło energii do wymuszenia przepływu ciepła w obrębie badanego materiału. obecność różnego rodzaju wad zaburza naturalny przepływ ciepła i powoduje, że w ich okolicy powstają obserwowalne i mierzalne obszary chłodniejsze lub cieplejsze niż tło. istnieje szereg możliwych do użycia źródeł energii: lampy halogenowe, lampy błyskowe, strumień powietrza, grzejniki radiacyjne, generatory mikrofal, źródła wibracyjne itp. w badaniach zaprezentowanych w tym artykule próbka była nagrzewana poprzez pojedynczy, długi impuls ciepła wytworzony za pomocą lamp halogenowych. drugą techniką wykorzystywaną w niniejszej pracy jest metoda terahercowa. promieniowanie elektromagnetyczne w zakresie terahercowym (0.1-10 thz) umożliwia bezinwazyjne, niejonizujące i bezkontaktowe badanie dielektrycznych struktur kompozytowych. metoda ta jest czuła na zmiany przenikalności dielektrycznej ε, tak więc każdy defekt wystarczająco ją zmieniający (np. pustki, rozwarstwienia, wilgoć itd.) może zostać wykryty. najczęściej defekty wykrywane są za pomocą impulsowej spektroskopii czasowej tds (ang. time domain spectroscopy) [5÷8,14,15]. w technice tej generowane są impulsy o czasach trwania rzędu pikosekund, które następnie są skupiane za pomocą soczewek lub zwierciadeł na powierzchni badanego obiektu i odbierane po przejściu przez materiał (metoda transmisyjna) lub odbiciu się od niego (metoda odbiciowa, stosowana w niniejszej pracy). dzięki zastosowaniu ultra krótkich impulsów możliwe jest wydajne badanie materiałów wielowarstwowych – każda granica pomiędzy poszczególnymi warstwami powoduje odbicie padającego impulsu. analiza odpowiedzi materiału na pojedynczy impuls wzbudzający umożliwia wyznaczenie grubości warstw i określenie stanu struktury materiału. próbka kompozytowa badana próbka, o wymiarach 85x50x5 mm, została wykonana ze wzmocnionego kompozytu szklanego [4]. aby przetestować możliwość wykrycia różnego rodzaju wad za pomocą obu wykorzystywanych tutaj metod nieniszczących, wykonano szereg sztucznych wad w postaci nawierceń bocznych oraz otworów o różnych średnicach i głębokościach. rysunek 1 przedstawia zdjęcie próbki oraz jej schematyczny rysunek. próbka zawiera dwie główne grupy wad: 12 otworów, w czterech rzędach po trzy, o różnych średnicach (od 1 do 4 mm) i głębokościach (od 2 do 4 mm) oraz 21 nawierceń bocznych, b) c) rys. 1. badana próbka wykonana z kompozytu szklanego: a) schemat próbki wraz z wadami, b) fotografia próbki z widocznym markerem aluminiowym, c) fotografia próbki z widocznymi wadami fig. 1. evaluated glass-fiber reinforced composite sample: a) geometry of the sample, b) photo of painted sample with markers, c) photo of raw sample with artificial defects każde o średnicy 1 mm zlokalizowanych na różnych głębokościach. należy podkreślić, że wady mają małe rozmiary oraz są zlokalizowane blisko siebie (w szczególności dotyczy to nawierceń bocznych, gdzie minimalna odległość między wadami wynosiła 1 mm), co pozwoli określić rozdzielczość obu metod. próbka została pokryta czarną farbą o emisyjności bliskiej jedności, co jest wymagane w przypadku stosowania termografii aktywnej. ponadto aluminiowa taśma została naklejona na pewne obszary próbki. taśma ta będzie widoczna w wynikach otrzymanych w obu metodach, co umożliwi rejestrację wyników do jednej przestrzeni. układy eksperymentalne badania metodą aktywnej termografii zostały wykonane przy wykorzystaniu lampy halogenowej (o mocy do 2000 w) i kamery termowizyjnej flir a325. zdjęcie wykorzystywanego układu laboratoryjnego przedstawiono na rysunku 2a. lampę umieszczono za próbką, a obserwacja przy użyciu kamery termowizyjnej była realizowana z drugiej strony. w tym układzie wady powinny być widoczne jako cieplejsze miejsca, ze względu na szybszy wzrost temperatury w miejscach, gdzie materiału jest mniej. jak wspomniano wcześniej, szklane materiały kompozytowe z reguły charakteryzują się niską wartością współczynnika przewodzenia ciepła, dlatego czas grzania był relatywnie długi. grzano impulsem, którego czas trwania został ustalony na 60 s. po tym czasie, grzanie zostało wyłączone, a próbka była obserwowana przez dodatkowe 300 s podczas naturalnego ochładzania się w procesie konwekcyjnego przewodzenia ciepła. rejestracja obrazów odbywała się z częstotliwością jednego termogramu na sekundę, zarówno podczas grzania, jak i okresu chłodzenia, co dało łącznie sekwencję składającą się z 360 zarejestrowanych obrazów gotowych do dalszej obróbki. a) 99przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 inspekcja terahercowa została przeprowadzona z wykorzystaniem systemu bazującego na impulsowym spektroskopie terahercowym tray4000 firmy picometrix. głowica pomiarowa była przesuwana nad powierzchnią materiału badanego za pomocą dwuwymiarowego, kartezjańskiego układu pozycjonującego. dla każdego punktu pomiarowego zapisywano sygnał czasowy s(t). podobnie, jak w metodzie ultradźwiękowej, informacja czasowa (opóźnienie) jest powiązana z głębokością w materiale. impulsy pikosekundowe generowane są przez antenę fotoprzewodzącą pca (ang. photo-conductive antenna) znajdującą się w głowicy nadawczej, skupiane przez soczewki o ogniskowej 3” wykonane z hdpe i ostatecznie, po interakcji z obiektem badanym, odbierane przez antenę pca w głowicy odbiorczej. w celu uzyskania odbicia fali pod kątem prostym do powierzchni badanej zastosowano rozdzielacz wiązki terahercowej, jak przedstawiono na rysunku 2b. wyniki eksperymentów  wyniki otrzymane metodą termografii aktywnej ta w związku z małymi rozmiarami otworów oraz naturalnie niejednorodnym grzaniem, same termogramy nie dają rys. 3. przykładowe wyniki zastosowania wybranych technik przetwarzania obrazów dla otrzymanych termogramów. fig.  3. chosen results of image processing of obtained thermograms zastosowano także operację kontrastu zdefiniowaną następująco: (1) gdzie: ot(i,j,t) – wartość otrzymywana po operacji kontrastu dla każdego piksela obrazu, dla wszystkich obrazów w sekwencji, itd(i,j,t) – wartość wejściowa dla każdego piksela obrazu z obszaru zdefiniowanego jako możliwa lokalizacja wad, iasa(t) – wartość wejściowa dla każdego piksela obrazu uśredniona z obszaru zdefiniowanego jako pozbawiony wad, t=0 oznacza pierwszy obraz w sekwencji. ponadto, mając do dyspozycji sekwencje obrazów, możemy potraktować każdy piksel obrazu jako funkcję temperatury w czasie. dla takich funkcji obliczona została pierwsza i druga pochodna (oddzielnie dla grzania i chłodzenia). sygnały te poddano procedurze dyskretnej transformaty fourierowskiej, co umożliwiło otrzymanie sekwencji obrazów fazowych oraz amplitudowych. wybrane wyniki przedstawiono na rysunku 3, a obrazy, na których wady były widoczne najlepiej, wykorzystano później w procedurze fuzji danych. wyniki otrzymane metodą terahercową przykładowe wyniki uzyskane za pomocą inspekcji terahercowej przedstawiono na rysunku 4. dla każdej pozycji (x,y) rejestrowano sygnał czasowy s(t). w celu uproszczenia procesu dalszego przetwarzania informacji, sygnał ten sparametryzowano. zmiany sygnału wywołane obecnością defektów mogą być trudne do wykrycia ze względu na fakt, iż występują na skomplikowanym tle (odpowiedź czasowa zawiera zbiór impulsów powstających w wyniku odbić od wielu warstw występujących w materiałach kompozytowych). w związku z tym zestaw cech, który zostanie wyznaczony, powinien być bardzo starannie wybrany. w celu wyznaczenia zestawu cech sygnał czasowy podzielony został na cztery części (rys. 4.). okna czasowe d1 i d4 odpowiadają przedniej i tylnej powierzchni materiału badanego, natomiast d2 i d3 wewnętrznej części materiału. dla każdego okna czasowego zdefiniowano następujący zbiór cech: b) rys. 2. fotografie układów eksperymentalnych: a) system do termowizji aktywnej, b) system terahercowy fig. 2. photos of measuring setups: a) irt system, b) terahertz inspection system a) możliwie pełnej informacji na temat położenia wad, dlate-go otrzymana sekwencja termogramów została poddana odpowiedniej obróbce. występująca w tym przypadku niejednorodność grzania może być usunięta za pomocą operacji bazującej na filtracji medianowej z dużą maską. obraz wyjściowy jest najpierw poddawany filtracji medianowej, gdzie maska jest większa niż przybliżony rozmiar wad. w ten sposób dostaje się uśredniony obraz tła, który może być odjęty od termogramu pierwotnego. 100 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 gdzie: max[] – wartość maksymalna, min[] – wartość minimalna, var[] – wariancja, n =1.4 – numer okna czasowego, sdn(t) – sygnał czasowy w danym oknie czasowym dn, sdn(f) – sygnał w dziedzinie częstotliwości w danym oknie czasowym dn. przykładowe rozkłady zaproponowanych cech w przypadku defektów ukrytych przedstawiono na rysunku 5. w przypadku okna czasowego d4 rozkłady wyznaczonych parametrów są rozmyte (z nieznaną funkcją rozpraszającą). wynika to z rozpraszania fali w nieregularnej strukturze materiału kompozytowego i dyspersji. w celu uzyskania wyższej rozdzielczości przestrzennej zastosowano ślepą dekonwolucję (ang. blind.deconvolution). uwzględniając to zaproponowano dodatkową cechę wyznaczoną na podstawie ξd4,5: rys. 5. przykładowe rozkłady zaproponowanych parametrów dla defektów ukrytych (wewnętrznych) fig. 5. exemplary 2d distributions of proposed parameters in case of interior defects gdzie: blinddecon[] – procedura ślepej dekonwolucji. wynik zastosowania powyższej procedury przedstawiono na rysunku 6. jak można zauważyć, zmniejszyło się rozmycie obserwowanego rozkładu. podsumowując, na podstawie wyników inspekcji terahercowej zaproponowano zbiór 25 cech, które zostaną dalej wykorzystane w procedurze fuzji danych przedstawionej w następnym rozdziale. fuzja danych żaden z obliczonych rozkładów powierzchniowych parametrów nie umożliwia uzyskania kompletnej informacji o strukturze badanego materiału. z drugiej strony, nawet w przypadku pojedynczej metody badania różne parametry mogą dostarczyć niepowtarzalnych danych o bieżącym stanie struktury materiału. przykładowo, odpowiedź w czasie rys.  4. przykładowe wyniki inspekcji terahercowej: a) a-scan, b) b-scan fig. 4. exemplary signals obtained using thz inspection: a) a-scan, b) b-scan a) b) 101przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 umożliwia monitorowanie stanu w różnych warstwach lub na różnej głębokości. dlatego, w celu przeprowadzenia w pełni procesu nieniszczącego obrazowania stanu struktury dokonano fuzji danych z wielu parametrów wyekstrahowanych z wyników obu metod testowania. wiele źródeł umożliwia uzyskanie systemu oceny bardziej powtarzalnego i jednocześnie odpornego na zakłócenia. w efekcie możliwe jest osiągnięcie większej precyzji w procesie oceny [9÷11]. schemat algorytmu wykorzystanego w tym artykule przedstawiono na rysunku 7. w pierwszej kolejności dokonano rejestracji przestrzennej rozkładów wszystkich obliczonych parametrów wyników pomiarowych obu metod. w celu zwiększenia efektywności procedur rejestracji przed wykonaniem pomiarów na próbki naniesiono metalowe znaczniki, które są widoczne na obrazach obu metod. linie krawędzi znaczników wykorzystano następnie do oznaczenia par punktów kontrolnych w przestrzeniach wynikowych każdej z metod. jako obrazu odniesienia użyto wysokiej rozdzielczości zdjęcia badanej próbki. do transformacji rozkładów parametrów do wspólnej przestrzeni wynikowej użyto standardowych modeli transformacji geometrycznych. zależności przestrzenne występujące pomiędzy odpowiadającymi sobie parami punktów kontrolnych umożliwiały określenie wartości współczynników zastosowanych modeli transformacji [11]. przykładowy wynik rejestracji przestrzennej danych przedstawiono na rysunku 8. następnie, po przeprowadzeniu procesu rejestracji zmierzony obszar próbki pomiarowej podzielano na pięć podobszarów reprezentujących różną grupę defektów (gd1-gd5). w kolejnym etapie rozkłady przestrzenne cech sygnałowych uzyskane dla każdej pojedynczej metody zostały rys. 6. rezultaty zastosowania procedury ślepej dekonwolucji: dane nieprzetworzone (lewa strona) i dane przetworzone (prawa strona) fig. 6. results of utilization of blind deconvolution procedure: raw data (left side), processed data (right side) rys. 7. schemat zastosowanej procedury wieloparametrycznej fuzji danych fig. 7. the stage diagram of the applied multiparameters data fusion procedure rys.  8. wyniki rejestracji danych: a) rozkłady parametrów danych uzyskanych obiema metodami i widok obrazu odniesienia, b) wynik po transformacji danych do wspólnej przestrzeni wynikowej fig.  8. data registration results: a) input signals parameters distributions and a photo of the sample, b) transformed photo and inspection results into common representation resulting data space przeanalizowane i poddane wstępnej selekcji. podczas procesu preselekcji kierowano się dwoma kryteriami: minimalizacja liczby parametrów niosących podobną informację oraz zachowanie możliwości obserwacji różnych aspektów oceny stanu struktury. ostatecznie zdefiniowany wektor cech f zawiera wybrany zestaw dziesięciu parametrów reprezentujących rezultaty otrzymane obiema metodami. następnie otrzymany wektor f użyto do realizacji algorytmu fuzji danych. przykładowe rozkłady cech składowych wektora f uzyskane dla defektów z grupy gd1 przedstawiono na rysunku 9. w celu połączenia zawartości informacji z różnych cech oraz zmniejszenia wymiaru bazy danych dla każdego obszaru gd, zastosowano procedury przetwarzania f. aby zmniejszyć liczbę cech w wekto102 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 rze i uzyskać zbliżony do pierwotnego poziom zmienności cech w bazie, zastosowano analizę głównych składowych [12]. w konsekwencji uzyskano nowy wektor fpcazawierający cechy zwane składowymi głównymi pc. zmienne pc są kombinacją liniową pierwotnych cech i są posortowane wg narastającego poziomu wariancji składowych. ostatecznie do dalszej analizy wykorzystano dwie składowe decydujące w największym stopniu o zmienności w nowym wektorze. w kolejnym etapie, w celu uzyskania ostatecznych wyników fuzji danych, przeprowadzono analizę wielorozdzielczą mra (multi-resolution analysis) [10]. w tym artykule do realizacji mra użyto dekompozycję falkową wt z zastosowaniem falki daubechies [13]. wt jest jednym z najbardziej skutecznych sposobów dekompozycji pozwalających na uzyskanie dobrej rozdzielczości zarówno w dziedzinie czasu jak i częstotliwości. wyniki fuzji danych wykonanej na podstawie mra przedstawiono na rysunku 10. ideą fuzji wielu danych do wspólnej reprezentacji w postaci pojedynczego obrazu jest uzyskanie uzupełniających się danych w prostszej, łatwiejszej do analizy formie. zastosowanie fuzji danych z użyciem analizy mra pozwala zachować informacje o przestrzennej charakterystyce zarówno wysoko jak i niskoczęstotliwościowej w jednej wspólnej prezentacji. dlatego w tym przypadku obrazowanie stanu struktury kompozytu może umożliwić osiągnięcie wyższego poziomu pewności w procesie podejmowania decyzji. zaletę procedury integracji można zauważyć w przypadku oceny rys. 9. rozkład cech składowych wektora f dla obszaru gd1: reprezentujących parametry obliczone na podstawie wyników metody thz (p1-p5) i ir (p6-p10): p1-p4 to ξdn,6 dla okien czasowych d1-d4, p5 to ξd4,7, p6 – p8 to kolejno rozkład amplitudy, konstrastu termicznego i danych po filtracji medianowej w drugim kroku czasowym fazy grzania, p9 i p10 to rozkład pochodnej temperatury na początku fazy odpowiednio chłodzenia i grzania fig. 9. distributions of selected features representing inspection results thz (p1-p5) and ir (p6-p10) inspection results: p1-p4 corespond to ξdn,6 for successive time gates d1-d4, p5 represents ξd4,7, p6 – p8 represents amplitude, thermal contrast and data after median filtering distributions in the second time step of the heating stage, p9 and p10 represents derivative of the temperature at the beginning of the cooling stage and heating stage respectively obszaru gd1. wady te zostały wywiercone wzdłuż i pomiędzy kolejnymi warstwami włókien. w rezultacie w trakcie wykonywania otworów powstały dodatkowe rozwarstwienia i degradacje w ich okolicy. pojedyncze metody umożliwiają wskazanie wywierconych defektów (rys. 9), jednakże wpływ otrzymanych rozwarstwień na mierzone sygnały nie jest już tak widoczny. wspomniany wpływ uszkodzeń w okolicach otworów na otrzymane parametry można zaobserwować w wynikach fuzji danych. otwory są wskazane przez białe pasma o dużej intensywności koloru (rys. 10), podczas gdy delaminacje są reprezentowane przez mniejszą wartość uzyskanej intensywności koloru. rys.  10. wynik fuzji danych na podstawie inspekcji obszarów poszczególnych grup defektów fig.  10. results of data fusion algorithm obtained for results of inspections carried out for different gropus of defects podsumowanie ocena materiałów kompozytowych w ujęciu dzisiejszych technik badawczych stanowi trudne i skomplikowane zadanie. wielowarstwowa struktura materiału stwarza wiele problemów w uzyskaniu rzeczywistego obrazu, a następnie poprawnej identyfikacji jego stanu. nie ulega wątpliwości, że w tym celu obecnie używane metody inspekcji należy dalej rozwijać. dlatego też zasadne jest rozwijanie systemów wieloźródłowych, integrujących metody umożliwiające obserwację na bazie odmiennych zjawisk fizycznych i czułych na zmianę różnych właściwości materiału. w konsekwencji systemy takie dostarczają różnych, komplementarnych informacji, które z powodzeniem mogą być połączone 103przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 literatura [1] kapadia, non destructive testing of composite materials, twi ltd. [2] maladegue x.: theory and practice of infrared technology for nondestructive testing. johnwiley and sons, 2001. [3] d. balageas, x. maldague, d. burleigh v.p. vavilov, b.oswald-tranta, j.-m. roche, c. pradere, g.m. carlomagno: thermal (ir) and other ndt techniques for improved material inspection, j nondestruct eval (2016) 35:18. [4] r. sikora, t. chady, b. szymanik: infrared thermographic testing of composite materials with adhesive joints, in proceedings of 18th wcndt, 16-20 april 2012, durban, south africa. [5] mittelman d. m., gupta m., neelamani r., baraniuk r. g., rudd j. v., koch m.: recent advances in terahertz imaging, applied physics, lasers and optics, b 68 (1999), pp. 1085-1094. [6] lopato p., chady t.: terahertz detection and identification of defects in layered polymer composites and composite coatings, nondestructive testing and evaluation, vol. 28, iss. 1, 2013. [7] palka n., miedzińska d.: detailed non-destructive evaluation of uhmwpe composites in the terahertz range, optical and quantum electronics, 46, 2014, pp. 515-525. [8] mittelman d.: sensing with terahertz radiation, springer, berlin, 2010. [9] c. kohl, m. krause, c. maierhofer and j. wӧstmann, 2dand 3dvisualisation of ndt-data using data fusion technique, materials and structures, 38, 2005, pp. 817-826. [10] z. liu et al.: survey: state of the art in nde data fusion techniques, ieee transaction on instrumentations and measurements, vol. 56, no.6, 2007, pp. 2435-2436. [11] p. lopato, g. psuj, b. szymanik: nondestructive inspection of thin basalt fiber reinforced composites using combined terahertz imaging and infrared thermography, advances in materials science and engineering, vol. 2016, article id 1249625, 2016. doi:10.1155/2016/1249625. [12] c. wang et al.: principal component analysis based three-dimensional operational modal anlysis, international journal of applied electromagnetics and mechanics 45 (2014), pp. 137-144. [13] j. t. białasiewicz: falki i aproksymacje, wnt, warszawa 2000, isbn 83204-2557-3. [14] dragan k., kornas ł.: pałka n.: problematyka diagnozowania kompozytowych konstrukcji lotniczych, vol 83, no 13 (2011), przegląd spawalnictwa. [15] łopato p., chady t.: badania nieniszczące materiałów kompozytowych metodą terahercową, vol 85, no 12 (2013): przegląd spawalnictwa. [16] jamrozik w., fidali m., bzymek a., timofiejczuk a.: zastosowanie fuzji obrazów wizyjnych i termowizyjnych do monitorowania i diagnozowania procesu spawania, vol 83, no 1 (2011): przegląd spawalnictwa. z wykorzystaniem algorytmów fuzji danych w celu zwiększenie skuteczności poprawnej identyfikacji stanu badanego materiału. w artykule tym zastosowano dwie metody badań nieniszczących do oceny próbek kompozytowych zawierających liczne defekty o niewielkich wymiarach. w przypadku techniki ta, z uwagi na stosunkowo niską wartości przewodności cieplnej, wady tego typu są bardzo trudne do wykrycia. uzyskane wyniki za pomocą aktywnej termografii porównano z wynikami uzyskanymi techniką terahercową. druga z użytych metod wykazuje natomiast wrażliwość na zmiany współczynnika załamania fali. stąd też potencjalnie stanowi bardzo przydatne narzędzie w ocenie materiałów warstwowych. po przeprowadzeniu analizy i parametryzacji otrzymanych danych pomiarowych obu metod, a następnie zrealizowaniu procesu rejestracji przestrzennej, ostatecznie zostały połączone przy użyciu algorytmu fuzji danych z zastosowaniem analizy wielorodzielczej mra. wyniki fuzji danych są interesujące szczególnie w przypadku otworów bocznych, gdzie połączenie wyników obu metod umożliwiło otrzymanie informacji o lokalizacji wad, a także wskazanie obszarów powstałych rozwarstwień. autorzy pragną podziękować prof. ryszardowi sikorze i prof. tomaszowi chademu z katedry elektrotechniki teoretycznej i informatyki zut w szczecinie za wsparcie, owocne dyskusje naukowe i uwagi dotyczące tematyki pracy. 201306_pspaw_5i5a.pdf 76 przegląd spawalnictwa 6/2013 tomasz szulc notatki z historii natryskiwania termicznego notes of thermal spraying history dr inż. tomasz szulc – politechnika wrocławska. streszczenie zaprezentowano pierwsze technologie natryskiwania termicznego opracowane w czasach wprowadzenia technologii spawalniczych oraz pierwsze technologie natryskiwania, które zostały zastosowane w praktyce. przedstawiono pierwsze zastosowania natryskiwania oraz ujawniono słabe strony każdej z metod. omówiono także pokrótce początki nowocześniejszych technologii natryskiwania: plazmowego, hvof oraz gazodynamicznego. abstract first technologies of thermal spraying, developed in early years of welding and early technologies which have found practical use were presented. first applications of thermal spraying and weak points of each method were described. roots of more modern thermal spraying technologies like plasma spraying, hvof spraying and cold spraying were briefly described too. wstęp jednym z najstarszych sposobów nanoszenia warstw w celu modyfikacji właściwości przedmiotów było malowanie umożliwiające np. zmianę koloru i zabezpieczenie przed korozją powierzchni, łączące walory estetyczne z praktycznymi. z drugiej strony, najstarszym i przez wiele lat jedynym sposobem wytwarzania warstw metalicznych było platerowanie. w tym procesie na metalowe podłoże nanoszono cienką warstwę innego metalu, zwykle o wysokiej plastyczności, w fazie stałej, np. złota na miedź. technologia wytwarzania powłok galwanicznych pojawiła się dopiero w połowie xix w. natryskiwanie płomieniowe pierwsza spawalnicza technologia nanoszenia warstw została opatentowana przez szwajcara maxa ulricha schoopa w 1909 r. pomysł zrodził się podobno z uważnej obserwacji otoczenia. schoop zwrócił uwagę na mur-kulochwyt sportowej strzelnicy pod paryżem, gdzie intensywnie strzelano ołowianymi pociskami. zauważył, że pociski silnie deformują się, uderzając w mur i wklinowują w jego nierówności, a gdy trafią na wcześniej wbity w ścianę pocisk – łączą się z nim i nie dają później rozdzielić. pomogła mu także niewątpliwie znajomość procesu rozpylania ciekłego ołowiu strumieniem powietrza, co praktykowano m.in. w zarządzanej przez jego brata fabryce akumulatorów oerlikona. urządzenia do rozpylania ołowiu opatentowano w niemczech w 1882 r. (patent drp 24460), a w wersji udoskonalonej z gorącą parą wodną jako medium rozpylającym – w 1892 r. (patent nr 86983). patent schoopa, wydany przez niemiecki kaiserliches patentamt, obowiązywał od 28.04.1909 r. i dotyczył „verfahren zum herstellen dichter metallischer ueberzuege”, czyli metody wytwarzania zwartych pokryć metalicznych [1]. podobne patenty, schoop uzyskał w latach 1909÷1910 w szwajcarii, francji i wielkiej brytanii, a potem, w ciągu sześciu lat, był stroną w 45 sprawach sądowych, dotyczących praw do patentu. pierwsze urządzenie schoopa było stacjonarne. medium rozpylającym był sprężony dwutlenek węgla ogrzewany specjalnym palnikiem. służył on również do wypierania ciekłego metalu z tygla. urządzenie, ze względu na bardzo ograniczony zakres zastosowań, można uznać za instalację eksperymentalną. do praktycznego użycia lepiej nadawał się pistolet, w którym jako materiał dodatkowy schoop zastosował drut, a jako źródło ciepła płomień acetylenowo-tlenowy. medium rozpędzającym krople stopionego metalu było sprężone powietrze. ten projekt powstał w 1912 r., a pierwsze urządzenia seryjne wyprodukowano już trzy lata później. w 1921 r. schoop skonstruował pistolet zasilany proszkiem, który nazwał pg (powder-gun). 77przegląd spawalnictwa 6/2013 co ciekawe, urządzenie do natryskiwania sproszkowanym metalem opatentowano w usa już w 1900 r. [2], ale służyło ono do natryskiwania zimnym materiałem dodatkowym, a więc nie należy do kategorii sprzętu do natryskiwania termicznego ani sprzętu spawalniczego. w 1917 r. opublikowano w niemczech pierwsze opracowanie na temat natryskiwania termicznego [3]. parę lat później kilku autorów, niezależnie od siebie, próbowało stworzyć teoretyczne podstawy procesu, a co najmniej wyjaśnić mechanizm tworzenia warstw [4÷7]. jeszcze później, bo w 1935 r., został opublikowany w austrii pierwszy poradnik natryskiwania [8]. przez pierwsze dwadzieścia lat od opatentowania technologii stosowano ją niemal wyłącznie do celów ozdobnych (pokrywanie powłokami z metali nieżelaznych wyrobów stalowych, kamiennych i gipsowych) oraz nanoszenia cynkowych i aluminiowych powłok antykorozyjnych na konstrukcje stalowe [9]. aplikacje regeneracyjne były dużo rzadsze, mimo marketingowych działań schoopa [10]. dopiero pod koniec lat 30. xx w. zaczęto stosować natryskiwanie do nanoszenia powłok ze stopów łożyskowych [11]. w polsce natryskiwanie budziło zaskakująco duże zainteresowanie. w 1923 r. została założona firma metalizator – filia metallizator geselschaft berlin schoopa, która działała do 1932 r. i współpracowała m.in. ze stocznią rzeczną w modlinie, gdzie cynkowano kadłuby łodzi motorowych [12]. w 1934 r. (a więc przed opublikowaniem podręcznika schoopa) w kalendarzu spawalniczym fabryki perun na następny rok opublikowano obszerne opracowanie – poradnik dotyczący natryskiwania [13]. do zagadnień wrócono po wojnie, a pierwszą dużą publikacją na ten temat był podręcznik kowalewskiego z 1957 r. [14]. niezależnie od tego kilkanaście lat później w najbardziej wówczas miarodajnej publikacji w branży, czyli poradniku spawalniczym, nie napisano o natryskiwaniu ani słowa [15]. w instytucie mechaniki precyzyjnej w warszawie na początku lat 60. ub.w. opracowano pistolet do płomieniowego natryskiwania drutem metal-63a. a nieco wcześniej do natryskiwania proszkami typu gpm-l2 i pp-1. pistolet proszkowy pm-12a produkowała także fabryka perun. szacowano, że w 1967 r. w polsce było ok. 150 stanowisk do metalizacji [12]. natryskiwanie łukowe kolejna technologia – natryskiwanie łukowe ma również związek z schoopem. opatentowała ją w 1918 r. obywatelka szwajcarii frieda neininger, która w 1929 r. została żoną schoopa [16, 17]. w literaturze podaje się jednak, że pierwszą głowicę łukową skonstruował osobiście schoop w 1914 [12] lub 1917 r. [11]. w przypadku tej metody źródłem ciepła był łuk elektryczny, jarzący się między końcówkami dwóch drutów, będących materiałem dodatkowym i rozwijanych za pomocą mechanicznego napędu ze szpul. łuk miał charakter zwarciowy, ale częstotliwość rys. 1. schoop podczas natryskiwania demonstruje, do jak niskiej temperatury nagrzewa się podłoże [10] fig. 1. schoop shows how low the temperature of the base material during thermal spraying is [10] rys. 2. pierwsza strona patentu schoopa [1] fig. 2. first page of the schoop’s patent [1] rys. 3. schemat urządzenia schoopa: 1 – butla co2, 2 – reduktor, 3 – nagrzewnica gazu, 4 – palnik, 5 – tygiel z ciekłym metalem, 6 – dysze, 7 – komin, 8 – przedmiot pokrywany [29] fig. 3. construction of the schoop’s device: 1 – co2 cylinder, 2 – gas regulator, 3gas heater, 4 – torch, 5 – crucible with liquid metal, 6 – nozzles, 7 – stack, 8 – covered detail [29] 78 przegląd spawalnictwa 6/2013 zwarć była tak duża, że proces można uznać za ciągły. dokładnie w osi punktu stapiania znajdowała się dysza, doprowadzająca sprężone powietrze, które rozpylało stopiony metal i nadawało mu odpowiednią energię kinetyczną. niewątpliwe zalety tej metody to co najmniej dwukrotnie wyższa temperatura topienia materiału dodatkowego, niż w przypadku natryskiwania płomieniowego, kilkakrotnie większa wydajność i co najmniej teoretyczna możliwość uniknięcia utleniania stopionego materiału dodatkowego (w przypadku natryskiwania gazami obojętnymi w atmosferze rys. 4. schemat pistoletu schoopa do natryskiwania proszkiem [29] fig. 4. schoop’s powder spray gun [29] rys. 5. schoop demonstruje możliwość regeneracji bloku silnika lotniczego [17] fig. 5. schoop demonstrates the possibility to repair the aircraft engine [17] rys. 6. mobilne stanowisko do natryskiwania z końca lat 20. ub.w [13] fig. 6. mobile spraying equipment set. late twenties of the last century [13] ochronnej). wady metody to bardziej skomplikowane urządzenie, niemożność nanoszenia warstw z materiałów ceramicznych (nie przewodzą prądu) oraz trudności z produkcją materiałów cermetalowych w postaci drutów rdzeniowych. pierwsze urządzenie do natryskiwania łukowego zostało skonstruowane w szwajcarii w 1918 r., a w polsce pierwsze takie urządzenie, oznaczone epm-łj2, powstało w instytucie mechaniki precyzyjnej w 1956 r. w 1958 r. wyprodukowano tam niewielką partię pistoletów pe-1, a w 1962 r. pe-2. na większą skalę produkowano w imp-ie maszynowe (stacjonarne) głowice bmg-76. natryskiwanie detonacyjne obiecującą odmianą natryskiwania termicznego stało się natryskiwanie detonacyjne. jego idea zrodziła się z konstatacji schoopa, że decydujący wpływ na właściwości nanoszonych warstw ma energia kinetyczna ziaren materiału dodatkowego. oznacza to, że najważniejszą zmienną procesu jest prędkość ziaren i, pośrednio, prędkość strumienia gazu transportującego. największe szanse na radykalne zwiększenie tej prędkości dawało wykorzystanie do rozpędzania i transportu ziaren w stronę materiału pokrywanego fali uderzeniowej detonacji w środowisku gazowym. wiadomo, że prędkość czoła takiej fali może wynosić 1500 do 8000 m/s, co stanowi kolosalną różnicę w porównaniu z prędkościami uzyskiwanymi przy wykorzystaniu strumienia sprężonego gazu [18]. znana i sprawdzona była również konstrukcja urządzeń, wykorzystujących w praktyce energię wybuchu do nadawania energii ciałom stałym – była to broń palna, znana od ok. 600 r. p.n.e. [19]. nic więc dziwnego, że konstrukcja urządzeń do natryskiwania detonacyjnego bardzo przypomina właśnie broń palną – do relatywnie długiej lufy, zapewniającej nadanie materiałowi dodatkowemu właściwego kierunku i jego przyspieszanie przez odpowiednio długi czas, jest wdmuchiwany sproszkowany materiał dodatkowy oraz mieszanka gazu palnego i utleniacza. zapłon, zwykle elektryczny, wywołuje eksplozję, powstanie fali uderzeniowej, która porywa ze sobą ziarna materiału dodatkowego i nadaje im energię kinetyczną. z czasem stwierdzono, że mimo wysokiej temperatury eksplozji, ziarna nagrzewają się w niewielkim stopniu, co jest skutkiem bardzo krótkiego czasu ich kontaktu ze źródłem ciepła. rozpędzają się natomiast do prędkości, przekraczającej co najmniej dwukrotnie prędkość dźwięku. pierwszy patent dotyczący natryskiwania detonacyjnego zgłosiła w marcu 1952 r. amerykańska firma union carbide pod nazwą „method and apparatus utilizing detonation waves for spraying and other purposes” (metoda i urządzenie wykorzystujące fale detonacyjne do natryskiwania i innych celów) [20]. w opisie patentowym nie było jednak wielu szczegółów, co oznacza, że zgłoszono go na wczesnym etapie prac, ale za to 79przegląd spawalnictwa 6/2013 pozwoliło to później innym specjalistom i instytucjom zgłaszać swoje patenty w tej dziedzinie. od połowy lat 60. ub.w najaktywniej działali w tej dziedzinie uczeni radzieccy: a. zwieriew [21], a. bondarenko, a. andruszak, a. astachow i in. [22, 23]. szybko okazało się, że natryskiwanie detonacyjne ma oprócz istotnych zalet również poważne wady. zaletami były: prostota konstrukcji urządzenia i wysokie prędkości cząstek materiału nanoszonego. pierwsze urządzenie firmy union carbide, opracowane w jej laboratorium speedway labs w indianapolis przez r. poormana, h. sargenta i g. hawleya, znane pod zarejestrowaną nazwą d-gun, czyli detonation gun (działo detonacyjne) miało „lufę” o długości ok. 1 m i kalibrze ok. 25 mm. było zasilane mieszanką c2h2 + o2, a elektryczny zapłon generował detonacje z częstotliwością od 4 do 8 hz. ziarna proszku osiągały prędkość ok. 750 m/s, co w zupełności wystarczało do tworzenia spoistych warstw wc na powierzchniach narzędzi skrawających, głównie stosowanych dla potrzeb przemysłu wydobywczego. podstawową wadą technologii był towarzyszący natryskiwaniu hałas, który przekraczał 145 db. oznaczało to potrzebę wydzielenia procesu natryskiwania z ciągu technologicznego i przeniesienia go do izolowanych pomieszczeń lub na odległe stanowiska poligonowe, co komplikowało proces produkcyjny. drugą wadą był cykliczny proces nanoszenia materiału na podłoże, który skutkował powstawaniem warstw o nierównej grubości, gdyż każdy „strzał” powodował powstanie okrągłego obszaru pokrytego warstwą o gaussowskim rozkładzie grubości – wyraźnie największa była w centrum obszaru. sposobem na zmniejszenie negatywnego wpływu drugiej ze wspomnianych wad było zwiększenie częstotliwości detonacji, do nawet ponad 100 hz. sposobem na częściowe zniwelowanie obu wad jest automatyzacja procesu natryskiwania, czyli stworzenie urządzeń, które przemieszczałyby pracującą głowicę zgodnie z zadaną trajektorią i prędkością (dzięki czemu można byłoby precyzyjnie zsynchronizować ruch postępowy z częstotliwością wystrzeliwania kolejnych porcji proszku i uzyskać odpowiednio nakładające się na siebie obszary pokrywane, a więc i bardziej równomierną grubość). brak konieczności bezpośredniego udziału operatora w procesie natryskiwania zmniejszył uciążliwość hałasu – proces mógł się odbywać w całkowicie izolowanych pomieszczeniach. rezultatem zastosowania tych rozwiązań był jednak także znaczący wzrost kosztów instalacji i jej eksploatacji, a to z kolei wpłynęło na spadek zainteresowania technologią natryskiwania detonacyjnego. w polsce prace nad nią prowadzono od lat 60. ub.w. w wojskowej akademii technicznej w warszawie, ale zainteresowanie ze strony przemysłu było niewielkie. natryskiwanie plazmowe drugą z metod natryskiwania, z którą nie jest kojarzony schoop, stało się natryskiwanie plazmowe. sam rys. 7. cynkowanie wrót śluzy vauban koło strassburga [30] fig. 7. protecting of the vauban canal lock door by flame sprayed zinc layer [30] rys. 8. cynkowanie cysterny kolejowej [13] fig. 8. spaying of the zinc layer on the railroad tank [13] rys. 9. okładka prospektu niemieckiej firmy meurer’sche a.g. füer spritzmetallveredelung ok 1925 r. fig. 9. first page of the offer of the german company meurer’sche concerning thermal spraying, about 1925 [30] 80 przegląd spawalnictwa 6/2013 termin plazma pochodzi również od uczonego, laureata nagrody nobla, który miał także osiągnięcia w dziedzinie spawalnictwa – i. langmuira (wynalazcy metody arcatom), który użył go po raz pierwszy w 1928 r. w odniesieniu do zjonizowanego gazu. pierwszy patent, opisujący metodę natryskiwania plazmowego, pochodzi z 1962 r. i należy do r.m. gage’a, o.h. nestora i d.m. yenniego z firmy union carbide. patent ma numer us 3016447 i opisuje „collimated electric arc powder deposition proces”, czyli „proces nakładania rys. 10. fragment pierwszego polskiego poradnika natryskiwania [13] fig. 10. pages of the first polish thermal spraying handbook [13] rys. 11. pistolet metal 63a podczas natryskiwania aluminku niklu. fot. t. szulc fig. 11. metal 63a spray gun at the nickel aluminide spraying. photo t. szulc (warstw z) proszku za pomocą skoncentrowanego łuku elektrycznego”. kolejne, liczne patenty w tej dziedzinie zostały opublikowane w kolejnych latach (np. patent r. johnsona nr us 3179783 z 1965 r. dotyczący nanoszenia warstw plazmą z łukiem zależnym i in.). natryskiwanie plazmowe szybko zyskało popularność za sprawą swej uniwersalności – wysoka temperatura plazmy pozwala na stopienie dowolnego materiału dodatkowego i zapewnia relatywnie dużą przyczepność warstw, będącą między innymi skutkiem dużej rys. 12. schemat głowicy do natryskiwania łukowego z opisu patentowego [16] fig. 12. drawing of the arc spraying head taken from the patent [16] rys. 13. pierwsza seryjna głowica do natryskiwania łukowego [29] fig. 13. first series arc spraying gun [29] 81przegląd spawalnictwa 6/2013 prędkości, do jakiej rozpędzają się ziarna materiału dodatkowego w naddźwiękowym strumieniu plazmy. przyczyną, dla której plazmotrony nie wyparły innych technologii nanoszenia, jest niewątpliwie ich nadzwyczaj wysoka cena, niewielka wydajność natryskiwania, wysokie wymagania dotyczące kwalifikacji obsługi oraz hałaśliwość procesu. w polsce konstruowaniem plazmotronów do natryskiwania zajmował się instytut energii atomowej, a większość powstałych tam konstrukcji wiąże się z osobą dr. inż. m. mikosia, entuzjasty i znawcy tych urządzeń. pierwszym produkowanym seryjnie urządzeniem tego typu był plazmotron plancer pn-120 o mocy 40 kw. w 1987 r. został opatentowany [24] polski plazmotron prądu stałego. natryskiwanie metodą jet interesującą i udaną próbą połączenia zalet i wyeliminowania wad natryskiwania płomieniowego i detonacyjnego było opracowanie technologii natryskiwania hvof – high velocity oxygen fuel (natryskiwanie płomieniowe o dużej prędkości). amerykański patent na nią wydano już w 1958 r. g.h. smithowi, j.f. peltonowi i r.c. eschenbachowi [25], ale nie doprowadzili oni do praktycznej realizacji swego pomysłu, zakładającego wykorzystanie materiału dodatkowego w postaci proszku lub drutu i wodne chłodzenie wydłużonej dyszy urządzenia. dlatego za twórcę metody jest uważany j. browning, znany amerykański konstruktor urządzeń plazmowych, który pod nazwą jetkote wdrożył w 1982 r. urządzenie, sprzedawane przez firmę deloro stellite z indiany (usa), znane z pionierskich prac w dziedzinie napawania, opisana w przeglądzie spawalnictwa 9/2011 [26]. kilka lat później podobne urządzenia zaczęły produkować inne firmy, np. utp (uni spray jet z 1985 r.). urządzenie konstrukcyjnie jest niemal identyczne z głowicą do natryskiwania płomieniowego proszkiem, ale jego dysza ma specjalną konstrukcję, dzięki której strumień spalającej się mieszanki gazowej rozpędza się do prędkości naddźwiękowej. proces ma przebieg quasi-ciągły, rys. 14. polskie urządzenie do metalizacji łukowej pe-2 – szafa sterująca mieściła wewnątrz szpule z drutem [12] fig. 14. polish arc spraying device pe-2 – the housing contains control panel, power source and wire feeding [21] rys. 15. głowica do natryskiwania łukowego bmg-76. fot. t. szulc fig. 15. arc spraying head bmg-76. photo t. szulc rys. 16. patentowy rysunek urządzenia do natryskiwania detonacyjnego [22] fig. 16. detonation spraying device – drawing taken from patent [22] rys. 17. stanowisko do metalizacji plazmowej firmy metco z początku lat 60. ub.w. [9] fig. 17. stand for plasma spraying made by us company metco in early sixties of the last century [9] rys. 18. schemat głowicy do natryskiwania zasilanej prądem wysokiej częstotliwości [29] fig. 18. the drawing of the high frequency current spraying device [29] 82 przegląd spawalnictwa 6/2013 rys. 18. ręczne natryskiwanie plazmowe [9] fig. 18. hand held plasma spraying gun [9] rys. 20. charakterystyczne „diamenty” w strumieniu hvof. fot. perkin elmer fig. 20. “diamonds” – characteristic feature for hvof spraying. photo perkin elmer rys. 21. pistolet uni spray jet. fot. utp fig. 21. uni spray jet – the series hvof gun. photo utp rys. 22. radziecka głowica wysokiej częstotliwości mwcz-2 [12] rys. 22. soviet high frequency current spraying device mvtsch-2 [12] a więc łatwiej, niż przy natryskiwaniu detonacyjnym, uzyskać powłoki o jednorodnej grubości. generowany hałas jest znacznie mniejszy niż w przypadku urządzeń detonacyjnych, a same głowice są stosunkowo lekkie i poręczne, co umożliwia wykonywanie prac zarówno w trybie zautomatyzowanym, zmechanizowanym, jak i ręcznym. uzyskiwane prędkości ziaren są nieco mniejsze niż w przypadku d-gun, ale kilkakrotnie większe niż przy natryskiwaniu płomieniowym, co powoduje radykalny wzrost przyczepności warstw oraz rozszerza wachlarz nanoszonych materiałów. wspólną wadą metod detonacyjnej i hvof jest niemożność uniknięcia utleniania materiału nanoszonego z powodu konieczności zastosowania w obu procesach gazu palnego i utleniacza. inne metody w połowie lat 50. ub.w. w zsrr pod kierunkiem sawinkowa opracowano głowicę do natryskiwania, w której materiał dodatkowy w postaci drutu był topiony przez prądy wysokiej częstotliwości [27]. nie zyskał on jednak popularności, choć produkowano seryjnie urządzenia działające na tej zasadzie. znacznie efektywniejszym rozwiązaniem okazało się natryskiwanie gazodynamiczne, znane szerzej jako natryskiwanie zimne (cold spraying). jest to najnowsza, stosowana na szerszą skalę technologia natryskiwania, ale można też przyjąć, że stanowi rozwinięcie idei thurstona z 1900 r. [2]. technologia powstała w połowie lat 80. ub.w. w instytucie mechaniki teoretycznej i stosowanej w nowosybirsku i została opatentowana w usa w 1990 r. [28]. jej idea sprowadza się do nanoszenia warstw z wykorzystaniem materiału dodatkowego w postaci proszku, który nie jest w czasie natryskiwania topiony. gaz transportujący jest podgrzewany do temp. znacznie niższej od temp. topnienia materiału dodatkowego (nieprzekraczającej 800oc), a głównym czynnikiem, warunkującym związanie warstwy z podłożem, jest energia kinetyczna, czyli prędkość ziaren. strumień gazu jest wydmuchiwany pod ciśnieniem do 40 barów i osiąga prędkość 300÷1200 m/s. 83przegląd spawalnictwa 6/2013 podsumowanie w odróżnieniu od napawania, które może być prowadzone z użyciem typowego sprzętu spawalniczego, natryskiwanie termiczne wymaga specjalnych urządzeń. brak przetopienia podłoża podczas natryskiwania powoduje, że składniki warstwy i podłoża nie mieszają się ze sobą, dzięki czemu jest możliwe nanoszenie powłok metalicznych o niemal dowolnym składzie na niemal każdy rodzaj podłoża. można także nanosić warstwy ceramiczne oraz wykonane z niektórych tworzyw sztucznych. ogromnie szeroki literatura [1] schoop m. verfahren zum herstellen dichten metallischer ueberzuege kaiserliches patentamt nr 258505 1913. [2] thurston s. method of impacting one metal upon another. us patent 706701 1900. [3] gunther h., schoop m. das schoopsche metalspritzverfahren. verlag der technischen monatshefte. stuttgart 1917. [4] kutscher g. das metallspritzen und seine anwendung. w: apparatebau 36/1924. [5] karg h. beitrag zur theorie und praxis des metallspritzverfahrens. w: korrosion und metallschutz 3/1927. [6] reininger h. wesentliche merkmale gespritzter metalluberzeuge. w: zeitschrift der metallkunde 25/1933. [7] schenk g. haftvermogen und dichte gespritzter metallueberzeuge. w: werkstattstechnik und werkleiter 27/1933. [8] daeschle c.h., schoop m.u. handbuch der metallspritztechnik. rascher cie verl. wien 1935. [9] ingham h., shepard a. flame spray handbook. vol. iii plasma flame process. metco inc. new york 1965. [10] abert ch., siegmann s. 100 years of thermal spraying: about the inventor max ulrich schoop. w: surface & coatings technology 220 (2013) 3-13. [11] kretzschmar e. metallkeramikund plastspritzen. veb verlag technik. berlin 1963. [12] milewski w. elektrometalizacja. wnt warszawa 1968. [13] kalendarz spawalniczy na rok 1935. perun sp.akc. warszawa 1934. [14] kowalewski z. metalizacja natryskowa. pwt warszawa 1957. [15] poradnik spawalniczy. wnt warszawa 1970. [16] neininger f. elektrisches verfahren und vorrichtung zum metallspritzen. eidgenossische amt fuer geistiges eigentum. patent nr 80098 1919. jest zakres możliwych zastosowań praktycznych, a różnorodność dostępnych technologii pozwala na ich optymalne dostosowanie do konkretnych potrzeb. technologie te powstawały równolegle z analogicznymi technologiami spawalniczymi: najpierw były to metody płomieniowe, potem łukowe, a wreszcie plazmowe. najnowsza, jeszcze nie w pełni wykrystalizowana tendencja, to wprowadzenie laserów, jako precyzyjnie działającego źródła ciepła, na początek choćby w procesach hybrydowych. [17] schoop m., seelig c. aus dem leben eines schweizerischen erfinders – dr.-ing. h.c. max ulrich schoop. verein gute schriften. zuerich 1956. [18] korzun m. 1000 słów o materiałach wybuchowych i wybuchu. wyd. mon warszawa 1986. [19] buckley ebrey p. the cambridge illustrated history of china. cambridge university press. cambridge 1996. [20] poorman r., sargent h. method and apparatus utilizing detonation waves for spraying and other purposes. us patent 2714563 1954. [21] zverev a. installation for detonation working of materials. us patent 3773259 1972. [22] bondarenko a. apparatus for detonation applying of coatings. us patent 4004735 1974. [23] astakhov ye. apparatus for coating by detonation waves. us patent 279383. 1975. [24] mikoś m. plazmotron prądu stałego małej mocy do natryskiwania. patent pl 13990281 urząd patentowy polskiej rzeczypospolitej ludowej. warszawa 1987. [25] smith g., eschenbach r., pelton j. jet plating of high melting point metals. us patent 2861900 1958. [26] szulc t. początki napawania utwardzającego. w: przegląd spawalnictwa 9/2011. [27] wlasov a. napylenie s ispolzovaniem vysokocastotnogo toka. w: vestnik masinostroyenia 4/1958. [28] papyrin n., alkhinov a. gas-dynamic spraying method for applying a coating. us patent 5302414 1990 r. [29] nadasi e. nowoczesne metody metalizacji natryskowej. wnt warszawa 1975. [30] meurer’sche a.g. füer spritzmetallveredelung. berlin ok. 1925. ps 12 2015 www 21przegląd spawalnictwa vol. 87  12/2015 ocena rozwoju uszkodzenia zmęczeniowego warstwy aluminidkowej na stopie niklu z zastosowaniem technik nieniszczących assessment of development of fatigue damagethe aluminide layer on the nickel alloyusing non-destructive techniques dr inż. dominik kukla – instytut podstawowych problemów techniki pan, dr inż. andrzej zagróski – politechnika warszawska. autor korespondencyjny/corresponding author: dkukla@ippt.gov.pl streszczenie w artykule przedstawiono wyniki badań w zakresie identyfikacji i lokalizacji pęknięcia warstwy aluminidkowej na stopie niklu, pod wpływem obciążeń zmęczeniowych, z zastosowaniem nieniszczących technik badawczych. testom zmęczeniowym poddano próbki ze stopu niklu z warstwą aluminidową o grubości ok. 20 i 40 µm uzyskaną w procesie chemicznego osadzania z fazy gazowej cvd (chemical.vapor.deposition). do identyfikacji uszkodzenia zdefiniowanego jako pęknięcie warstwy wykorzystano metodę prądów wirowych (et) oraz optyczną metodę elektronicznej interferometrii plamkowej (espi). ta ostatnia metoda pozwoliła na wykrycie pęknięć tworzących się w czasie cyklicznego obciążenia próbki, w oparciu o wskazanie lokalizacji deformacji. umożliwiło to ocenę trwałości zmęczeniowej warstwy, której pękanie poprzedza uszkodzenie całej próbki. słowa kluczowe: nadstopy niklu, badania zmęczeniowe, wartswy aluminidkowe, prądy wirowe abstract the paper presents results of fatigue test conducted on nickel based superalloy mar 247 with aluminide layer of varying thickness. the trial for identification of damage localization with the use of eddy current (et) and electronic speckle pattern interferometry optical method (espi) was made. it allowed for detection of cracks forming during cyclic loading of the sample. this enabled evaluation of fatigue life of the layer, as the formation of crack precede sample decohesion. based on the fatigue tests created wöhler curves were assigned for the samples with the aluminide layer of 20 and 40 microns thickness. keywords: super-nickel alloy, fatigue testing, alumina layer, eddy current. wstęp obróbka powierzchniowa żaroodpornych stopów niklu jest powszechnie stosowane w celu poprawy ich odporności cieplnej w warunkach pracy, np silników turbinowych, w których temperatura może osiągać do 1650 °c (przy wylocie z komory spalania). warstwa ochronna zwiększa odporność w warunkach korozji i erozji wysokotemperaturowej, co pozwala na zwiększenie temperatury pracy. jednakże poprawa wytrzymałości cieplnej stopów przez pokrycie warstwą aluminidkową może spowodować spadek odporności na pełzanie i jak wytrzymałości na zmęczenie. celem przeprowadzonych badań było określenie wpływu obecności i grubości warstwy dyfuzyjnej na właściwości mechaniczne stopu oraz na mechanizm powstawania uszkodzenia. pewną trudność stanowi jednak identyfikacja momentu pęknięcia warstwy, które inicjuje pęknięcie osnowy i określa dynamikę jego propagacji. ocena trwałości zmęczeniowej warstw dyfuzyjnych zwykle ogranicza się do obserwacji mikrostruktury próbek po kolejnych cyklach obciążenia. metodologia ta jednak obarczona jest błędem bowiem każdorazowe usunięcie próbki dominik kukla, andrzej zagórski z maszyny wytrzymałościowej powoduje zmianę warunków obciążenia, co znacząco zmniejsza wiarygodność wyników. możliwość zastosowania nieniszczących technik wykrywania pęknięcia, bez konieczności usuwania próbki z maszyny aż do jego zniszczenia, stwarza stałe warunki obciążenia. w tym względzie pomocna okazała się standardowa metoda diagnostyczna oparta na indukcji prądów wirowych oraz espi, który pozwala na generować pole przemieszczenia na powierzchni próbki, w wybranych cyklach obciążenia. materiał i metodyka próbki poddane badaniam o geometrii pokazanej na rysunku 1 wykonano ze stopu niklu o oznaczeniu mar 247 oraz następującym składzie chemicznym, w procentach wagowych: cr-25%, mo-0.5%, co-20%, al-0.9%, ti-1.8%, nb2%, mn-0.3, fe-0.7%, si-0.5%, c-0.03%, ni-pozostałe. proces nakładania warstwy aluminidkowej przeprowadzony był techniką cvd z zastosowaniem alcl3 w atmosferze wodoru, w temperaturze 1020 ˚c, w czasie 4 i 12 godzin i ciśnieniu 22 przegląd spawalnictwa vol. 87 12/2015 150 hpa. różne czasy ekspozycji w warunkach plazmy pozwoliły otrzymać warstwy o grubości ok. 20 i 40 μm. rys. 1. geometria próbki do badań zmęczeniowych z wydłużoną częścią pomiarową fig. 1. geometry of specimen for fatigue tests with the elongate of measuring part testy zmęczeniowe prowadzono na maszynie wytrzymałościowej mts 810 w zakresie amplitudy naprężenia naprężenia 500-700 mpa. badania w zakresie identyfikacji i lokalizacji pękania warstwy aluminidkowej wykonano z zastosowaniem defektoskopu prądowirowego nortec 600 oraz kamery espi. próby ustalenia momentu pęknięcia warstwy na stopie niklu z wykorzystaniem kamery espi wykonano w czasie prób zmęczeniowych na podstawie rozkładów pól odkształcenia. do pomiaru przemieszczenia zatrzymywano test zmęczeniowy po ustalonej liczbie cykli i wykonywano pomiar w kilku krokach. z uwagi na wysoką dokładność metody rejestracji obrazów map fazowych konieczne było zadawanie obciążenia z wykorzystaniem pompy ręcznej, ponieważ hydraulika maszyny zakłócała pomiar. metodyka pomiaru pokazana na rysunku 2. powtarzana była po ustalonej sekwencji cykli, aż do pęknięcia warstwy poprzedzającego pęknięcie próbki. rys. 2. schemat obciążenia próbki oraz wykonania pomiarów fig. 2. diagram of samples load and take measurements dla każdej z badanych próbek z warstwą wykonywano od 5 do 12 obrazów przemieszczenia co pozwoliło obserwować rozwój uszkodzenia próbki w postaci lokalizacji przemieszczenia. pomiar odkształcenia z zastosowaniem kamery espi polega na pomiarze przemieszczenia w oparciu o odkształcenie prążków interferencyjnych widocznych na specjalnie przygotowanej powierzchni próbki, pod wpływem przyłożonego obciążenia. na rysunku 3 widoczny jest schemat wyznaczania mapy odkształcenia w systemie pomiarowym espi. badania z zastosowaniem metody prądów wirowych miały charakter diagnostyczny i polegały na wykryciu nieciągłości w materiale próbki w postaci powierzchniowego pęknięcia warstwy. badania te, polegające na skanowaniu części pomiarowej próbki, wykonywano w czasie zatrzymania testy, przy maksymalnej sile obciążenia równej amplitudzie naprężenia zmęczeniowego, tak aby zwiększyć detekcję potencjalnych pęknięć. rys. 3. obraz interferencyjny z nałożonym obrazem mapy odkształcenia w części pomiarowej próbki wygenerowanym przez system espi fig. 3. image of the interference with superimposed image of the distortion map in the measurement part of the sample generated by the espi system wyniki wyniki pomiarów pokazano na przykładzie próbki poddanej cyklicznym obciążeniom o amplitudzie 600 mpa, w postaci wybranych map odkształcenia (rys. 4.) pokazano mapy odkształcenia zarejestrowane w pierwszym cyklu zmęczeniowym oraz kolejno po 10, 20, 30, 40 i 50 tysiącach cykli. próbka pękła po 50 155 cyklach, a wartości odkształcenia wyrażono w jednostkach bezwymiarowych [mm/mm] * 10-3 (rys. 4). na podstawie uzyskanych wyników widać koncentracje odkształcenia w trzech obszarach już po 40 000 cykli. ostatni zarejestrowany obraz wskazuje na silne koncentracje deformacji. wartości odkształcenia w tych miejscach mogą wskazywać że doszło tam do pęknięć warstwy poprzedzających pęknięcie próbki, do którego doszło w miejscu największej deformacji (górna część próbki). jednocześnie z pomiarami rozkładu przemieszczenia wykonano pomiary defektoskopowe metodą prądów wirowych, które zidentyfikowały jedno pęknięcie, w obszarze największej deformacji, ale dopiero po 50 000 cykli. na rysunku 5 pokazano krzywe impedancyjne uzyskane na wzorcu o nieciągłościach referencyjnych 0,1; 0,2; 0,5 oraz 1 mm (rys. 5a) oraz w miejscu pęknięcia, przy naprężeniu zerowym (rys. 5b) oraz naprężeniu 600 mpa, równym amplitudzie zmęczeniowej (rys. 5c). na podstawie analizy porównawczej sygnałów można oszacować wielkość (głębokość) pęknięcia na ok. 0,1-0,2 mm, przy czym widać, że wielkość pęknięcia powiększyła się przy obciążeniu próbki. próg detekcji pęknięć dla metody prądów wirowych nie pozwala na identyfikację pęknięć samej warstwy, której grubość dla badanych próbek wynosi 20 lub 40 μm. tym niemniej udało się potwierdzić, że w jednym z miejsc koncentracji odkształcenia doszło do nukleacji i rozwoju pęknięcia warstwy, a następnie próbki i w konsekwencji jej dekohezji. występowanie licznych pęknięć warstwy poprzedzających pęknięcie próbki wykazały badania fraktograficzne na złomach zmęczeniowych z wykorzystaniem elektronowej mikroskopii skaningowej (sem). wyniki widać na przykładowych obrazach powierzchni bocznej próbek (rys. 5). jednocześnie potwierdzono grubość uzyskanych w procesie cvd warstw aluminidkowych. 23przegląd spawalnictwa vol. 87  12/2015 rys. 4. mapy odkształcenia na powierzchni próbki poddanej amplitudzie obciążenia 600 mpa uzyskane (a) cyklu nr 1, (b) w cyklu nr 10 001, (c) w cyklu 20 001, (d) w cyklu 30 001, (e) w cyklu 40 001, (f) w cyklu 50 001 fig. 4. map of deformation on the surface of the sample subjected to the amplitude of the load of 600 mpa obtained (a) of cycle # 1, (b) a cycle of 10 to 001, (c) cycle 20 001, (d) cycle 30 001, (e) cycle 40 001 (f) in a cycle of 50 001 b) c) d) a) e) f) rys. 5. zmiany sygnału prądowirowego na nieciągłościach próbki referencyjnej (a), na pęknięciu próbki nieobciążonej (b) oraz obciążonej (c) fig. 5. image of eddy current signal on the discontinuities of the refernces sample (a), on the unloaded sample (b) and the loaded (c) rys. 6. obraz pęknięć warstwy aluminidkowej na złomie zmęczeniowym próbki fig. 6. image of the aluminide layer cracks on the scrap fatigue sample wnioski identyfikacja i lokalizacja pęknięć warstw aluminidkowych na stopie niklu jest możliwa z zastosowaniem optycznej metody espi pozwalającej na generowanie map odkształcenia. tworzące się podczas cyklicznego obciążenia zmiennego koncentracje odkształcenia mogą wynikać z powstawania pęknięć warstwy inicjujących dalej w głąb materiału. pęknięcia tego typu, występujące już w końcowej fazie zmęczenia można znaleźć przy pomocy defektoskopowej metody prądów wirowych. acknowledgments the.authors.gratefully.acknowledge.the.funding.by.the.national.centre.for.research.and.development,.poland,.under.program.for.applied.research,.grant.no.178781 . literatura [1] sakaguchi m., okazaki m.: fatigue life evaluation of a single crystal ni-base superalloy, accompanying with change of microstructural morphologyinternational. journal of fatigue, 29 (2007), 1959-1965. [2] sitek r., matysiak h., wisniewski p., lisowski w, kurzydlowski k. j.: effect of glow discharge conditions on the structure and properties of tbc/bc thermal barrier formed on inconel 713c nickel superalloy. frontier of applied plasma technology. 5 (2012), 89-93. [3] sitek r., kukla d., kobayashi a., kurzydlowski k. j.: influence of high-temperature aluminizing on the fatigue and corrosion resistance of nickel alloy inconel 740, frontier of applied plasma technology. vol. 7, no. 1 january 2014. a) b) c) ps 1 2018 01 oskrobek rogowski 21przegląd  spawalnictwa vol. 90 1/2018 modernizacja gniazda produkcyjnego   zgodnie z koncepcją industry 4.0 na przykładzie   stanowiska do realizacji procesu wykrawania modernization of the work centre in accordance to the industry 4.0 concept on the example of position for the execution of blanking process dr hab. inż. piotr czyżewski, inż. michał ernt – politechnika warszawska. autor korespondencyjny/corresponding author: p.czyzewski@wip.pw.edu.pl streszczenie koncepcja czwartej rewolucji przemysłowej sprowadza się do zwiększenia wydajności i elastyczności procesów produkcyjnych oraz poprawy jakości życia ludzi. industry 4.0 dysponuje szeregiem narzędzi technicznych, które między innymi realizują funkcje komunikacji za pośrednictwem sieci internet elementami składowymi maszyny. do realizacji pilotażowej modernizacji stanowiska produkcyjnego wykorzystano prasę mimośrodową instytutu technik wytwarzania politechniki warszawskiej. układ napędowy i sterownia zmodernizowano, zakładając wymianę kluczowych danych diagnostycznych z systemem sterowania nadrzędnego. kolejno uruchomiono systemu akwizycji danych procesowych oparty o urządzenia kistler maxymos tl. całość dopełnia system scada wraz z aplikacją administracyjną, które za pośrednictwem odpowiedniego aparatu matematycznego, dążą do realizacji koncepcji predyktywnego utrzymania ruchu i określenia zużycia narzędzia. słowa  kluczowe: systemy cyberfizyczne; industry 4.0; wykrawanie; monitorowanie procesu abstract the concept of the industry 4.0 revolution is related to increasing efficiency, elasticity of production and improving the quality of life. industry 4.0 has several technical tools that, implements communication between components of machine via the internet. the mechanical press of the institute of manufacturing technologies at warsaw university of technology was used to implement the pilot modernization to industry 4.0 standard. the control and drive system were upgraded assuming exchange of key diagnostic data with the master control system. the process data acquisition system based on kistler maxymos tl was launched. the whole is complemented by scada system and administrative application, which using appropriate mathematical calculations realize the concept of predictive maintenance and calculates the tool wear. keywords: cyber physical systems; industry 4.0; blanking; process monitoring wstęp w roku 2011 zaprezentowano nową koncepcję polityki rozwoju gospodarki opartej na nowych technologiach [1]. data ta jest uznawana za początek 4 rewolucji technologicznej opartej na koncepcjach obejmujących: systemy cyberfizyczne (cps), internet przedmiotów (iot) i internet usług (ios) [2]. zakłada się, że wszystkie te systemy mogą w sposób ciągły komunikować się przez internet, dzięki czemu możliwa stanie się interakcja między ludźmi (c2c), między ludźmi a maszynami (c2m) i między maszynami (m2m) [3]. wszystkie te elementy przyczynią się do powstania systemów zarządzania wiedzą 4.0 (km 4.0) [4]. zakłada się, że z wymienionych elementów dominującym będzie komunikacja pomiędzy piotr czyżewski, michał ernt przeglad welding technology review maszynami. w tej sferze będą odbywały się największe przepływy danych. informacje uzyskiwane z gniazd produkcyjnych spływać będą do centrów przetwarzania danych, gdzie nastąpi autonomiczne wnioskowanie i ocena stanu procesu. w związku z tym wytworzą się nowe schematy organizacyjne przedsiębiorstw produkcyjnych, nowe powiązania pomiędzy komórkami organizacyjnymi i nowe ścieżki przepływu informacji. na podstawie pracy bin cao i in. [5] opisującej koncepcję nowoczesnego zakładu przetwarzającego aluminium można przedstawić ogólną architekturę w standardzie industry 4.0 dla typowego przedsiębiorstwa produkcyjnego. ogólny schemat zaprezentowano na rysunku 1. doi: http://dx.doi.org/10.26628/ps.v90i1.849 22 przegląd  spawalnictwa vol. 90 1/2018 jak widać na przedstawionym rysunku, fizyczna infrastruktura zakładu obudowana jest skomplikowaną infrastrukturą informatyczną. przepływ informacji jest wielokierunkowy. dane płyną zarówno w kierunku pionowym, jak i poziomym. cały model przepływu i przetwarzania informacji podzielony jest na warstwy. każda z warstw jest autonomiczna, czyli zmiany wprowadzone w dowolnej warstwie nie powinny wymuszać zmian w warstwach sąsiadujących. w poniższej pracy przedstawiono próbę modyfikacji gniazda produkcyjnego tak, aby spełniało warunki określone koncepcją systemu cyberfizycznego (cps ang. cyber physical system). do modyfikacji wybrano stanowisko prasy mimośrodowej pms-16c. podstawowymi zadaniami były: modernizacja układu napędu i sterowania, implementacja systemu akwizycji danych i budowa systemu pozwalającego na integrację układu z systemem przetwarzania i analizy danych. dodatkowo opracowano moduł, który jest niejako interfejsem pomiędzy zbudowanym układem cps a systemem analizy danych i systemem decyzyjnym. w odniesieniu do rysunku 1 można stwierdzić, że modernizacja dotyczyła: warstwy fizycznej, warstwy akwizycji danych i warstwy transportowej. dzięki temu powstało gniazdo produkcyjne, które jest jednostką łatwo dołączalną do dowolnego systemu produkcyjnego funkcjonującego wg koncepcji industry 4.0. modernizacja maszyny technologicznej  do standardu industry 4.0 do modernizacji wybrano stanowisko badawcze zakładu obróbki plastycznej i odlewnictwa instytutu technik wytwarzania politechniki warszawskiej wyposażone w prasę mimośrodową pms16c wyprodukowaną w roku 1977 o nacisku nominalnym 16 t, układ podawania blachy składający się z bębna rozwijającego i prostowarki oraz podajnika pneumatycznego. podajnik zapewnia precyzyjne podawanie taśmy do przestrzeni roboczej w cyklu pracy automatycznej. prasa dzięki wykonanym pracom została zmodernizowana zgodnie z koncepcją industry 4.0. pierwszy etap prac zakładał modernizację układu sterowania prasy na taki, który jest w stanie zbierać informację o parametrach silnika napędzającego prasę, takich jak: napięcie, prąd i aktualna prędkość obrotowa oraz udostępniać je wykorzystując jedną z powszechnie używanych sieci przemysłowych do układu sterowania nadrzędnego scada. w tym celu stanowisko wyposażono w falownik pozwalający na płynną zmianę szybkobieżności prasy w zakresie od 50 do 200 cykli/min. jednocześnie informacje o aktualnych parametrach pracy mogą być przekazywane do sterownika prasy, dodatkowo wybrano taki sterownik plc, który jest w stanie przesyłać do wyższej warstwy systemu podstawowe dane diagnostyczne takie jak: temperatura wewnątrz obudowy, status pamięci, stan wejść/wyjść, prawidłowość działania wyjść. kolejnym etapem był montaż i uruchomienie systemu akwizycji danych procesowych. do tego celu wybrano rozwiązanie firmy kistler: maxymos tl (top level). maxymos tl to urządzenie rejestrujące, analizujące i oceniające parametry procesu takie jak siła, emisja akustyczna i inne, które przebiegają liniowo w funkcji drogi lub czasu. widok interfejsu użytkownika z ekranem diagnostycznym przedstawia rysunek 2. jest to urządzenie przeznaczone do kontroli rys. 1. schemat infrastruktury fabryki wg koncepcji industry 4.0 fig. 1. diagram of factory infrastructure according to industry 4.0 concept rys. 2. przykładowy przebieg sygnałów procesowych w systemie maxymos tl fig. 2. an example of signal graph registered by maxymos tl warstwa aplikacji platforma analizy danych platforma cyfrowego zarządzania platforma inteligentnego sterowania przemysłowy internet rzeczy (iot) platforma pozyskiwania danych dla iot sensory wirtualne s ys te m y be zp ie cz eń st w a s ys te m y st an da rd ow e inteligentne wyposażenie fabryki (maszyny produkcyjne i wyposażenie pomocnicze) inteligentne modele decyzyjne i zarządzania aplikacjami model inteligentnego nadzorowania platforma chmury obliczeniowej (centrum obliczeniowe)warstwa danych warstwa kontroli warstwa transportowa warstwa akwizycji danych warstwa fizyczna 23przegląd  spawalnictwa vol. 90 1/2018 prawidłowości procesu produkcyjnego. ma ono jedynie możliwość diagnostyki procesu pod kątem jego prawidłowego przebiegu, czyli otrzymujemy informację zero-jedynkową: dobrze-źle. niestety nie ma wbudowanych narzędzi predykcyjnych pozwalających na ocenę stanu w szerszej perspektywie czasowej. istotną funkcjonalnością, z punktu widzenia prowadzonych prac modernizacyjnych, jest nie tylko możliwość oceny przebiegów jako „ok” lub „nok”, ale również archiwizacji danych pomiarowych i przesyłanie ich do zewnętrznych systemów, gdzie mogą zostać poddane dokładniejszej analizie. na stanowisku badawczym zamontowano dwa urządzenia kistler maxymos tl. jedno z nich służy do pomiaru, rejestracji i analizy przebiegu siły względem przemieszczenia, drugie natomiast do rejestracji sygnału rms (ang. root mean square – średnia kwadratowa) emisji akustycznej w funkcji drogi. urządzenia zostały zintegrowane z systemem scada. system ten zbiera dane ze sterownika plc oraz przebiegi siły (rys. 3) i emisji akustycznej rejestrowanej podczas procesu wykrawania. dane odebrane przez aplikację sterowania nadrzędnego są identyfikowane za pomocą numeru id procesu. dzięki temu rozwiązaniu istnieje miejsce, w którym wszelkie dane procesowe mogą być analizowane i przeglądane oraz poddawane dalszej analizie celem realizacji poglądu predyktywnego utrzymania ruchu. schemat połączeń układu rejestrującego dane procesowe przedstawiono na rysunku 3. rys. 3. schemat połączeń układu rejestrującego dane procesowe fig. 3. diagram of data acquisition system connections rys. 4. przykładowy ekran aplikacji administracyjnej fig. 4. an example of screen of administrative application system analizy danych procesowych następnym etapem modernizacji stanowiska było opracowanie algorytmu analizującego dane pomiarowe celem realizacji koncepcji predyktywnego utrzymania ruchu. w tym celu na prasie zamontowano przyrząd do wykrawania. materiałem wykrawanym była blacha elektrotechniczna. materiał ten został wybrany ze względu na to, że tego typu blacha nie ma, określonych normą, stałych własności mechanicznych [6]. wobec tego wykorzystując blachy od różnych dostawców, wprowadzano dodatkowe zakłócenie w danych procesowych. system scada otrzymując dane pomiarowe z urządzeń maxymos tl i sterownika plc przeprowadza szereg działań celem uzyskania informacji o procentowym zużyciu stempla wykrojnika. sygnały rejestrowane podczas pomiaru wielkości fizycznych charakterystycznych dla procesów wytwarzania nigdy nie oddają idealnie rzeczywistości. mogą one być zakłócane przez wiele czynników, jak chociażby częstotliwość pomiaru czy bezwładność czujnika. w omawianym przypadku, na sygnał będący pomiarem siły wykrawania nałożony został filtr wygładzający 4253h. jest to pięcioetapowa operacja matematyczna mająca na celu wyeliminowanie oscylacji o krótkim czasie, co powoduje wygładzenie wykresu. na tej podstawie w czasie rzeczywistym obliczane są charakterystyczne wielkości procesu i jednocześnie porównywane z zaimplementowanym wcześniej wzorcem, ustalonym w trakcie testowania systemu. system raportuje w przypadku, kiedy analizowane dane znacząco odstają w swym charakterze od modelu dla narzędzi nowych lub zbliżają się do modelu narzędzi zużytych. to działanie informuje nadzorcę o konieczności przerwania procesu i wymiany stempla przed krytycznym uszkodzeniem stempla i uzyskaniem wadliwych wyrobów [7]. tego typu rozwiązanie pozwala na planowanie przestojów i optymalne pod względem produkcji realizowanie koniecznych napraw i konserwacji co znacząco zwiększa produktywność. jednocześnie tak przetworzone informacje mogą zostać wykorzystane jako weryfikatory wyników uzyskiwanych w środowisku wirtualnym [8]. system administracji danymi  z gniazd technologicznych ostatni etap modernizacji zakładał uruchomienie aplikacji nadrzędnej, która w sposób wygodny zapewni dostęp do danych diagnostycznych. aplikacja miała spełniać następujące założenia: 1. należy zapewnić dostęp do aplikacji z dowolnego komputera bez potrzeby instalacji dodatkowych programów – aplikacja webowa. 2. należy zapewnić dostęp do aplikacji z urządzeń wyposażonych w interfejs bezprzewodowy i mobilnych np. tablet, telefon komórkowy. 3. informacje prezentowane przez aplikację mają być przedstawione w sposób jednoznaczny i czytelny, umożliwiający łatwą i szybką diagnostykę stanowiska. 4. dopuszczalne jest jedynie sterowanie parametrami, które nie wpłyną na bezpieczeństwo obsługi. 5. system ma umożliwiać dostęp do dokumentacji, kodów źródłowych, schematów stanowiska celem szybkiej naprawy ewentualnych usterek [2]. 6. system  musi  przedstawiać  informacje  związane  z  predyktywnym utrzymaniem ruchu. 7. system ma być elastyczny tak, aby w łatwy sposób można było dołączać dane z kolejnych gniazd produkcyjnych. realizację aplikacji oparto o mikrokomputer raspberry pi 3 z zainstalowanym środowiskiem codesys v3 opracowanym przez 3s-smart software solutions gmbh. tego typu podejście umożliwiło nawiązanie komunikacji z każdym z urządzeń stanowiska badawczego oraz pozwoliło na realizację powyższych założeń. dodatkowo umożliwia rozbudowę aplikacji o kolejne stanowiska, które mają być poddane monitorowaniu dzięki szerokiemu wachlarzowi możliwości komunikacyjnych [9]. 24 przegląd  spawalnictwa vol. 90 1/2018 literatura [1] masconi f.: the new european industrial policy, routledge, london, 2015. doi:10.4324/9781315761756. [2] lasi h., fettke p., feld t., hoffmann m.: industry 4.0, bus. inf. syst. eng. 6, 2014. [3] cooper j., james a.: challenges for database management in the internet of things, iete tech. rev. 26 (2009) 320. doi:10.4103/0256-4602.55275. [4] dominici g., roblek v., abbate t., tani m.: click and drive: consumer attitude to product development: towards future transformations of the driving experience, bus. process manag. j. 22, 2016, pp. 420-434. doi:10.1108/ bpmj-05-2015-0076. [5] cao b., wang z., shi h., yin y.: research and practice on aluminum industry 4.0, 2015 sixth int. conf. intell. control inf. process. 2015, pp. 517-521. doi:10.1109/icicip.2015.7388226. podsumowanie  w wyniku podjętych prac zmodernizowano istniejące stanowisko badawcze zgodnie z koncepcją industry 4.0. powstałe modelowe gniazdo technologiczne stanowi przykład systemu cyberfizycznego (rys. 5). jest to system otwarty, do którego można dołączać kolejne gniazda technologiczne. jednocześnie zrealizowano zadanie systemu cybernetycznego do oceny [6] czyżewski p., kochański a., cacko r., maciołek t.: badanie wybranych własności blach elektrotechnicznych, przegląd elektrotechniczny, 93, 2007, s. 92-96. [7] sikorski b.: projekt i wykonanie modułu analizy deskryptorów procesu technologicznego na przykładzie operacji wykrawania, politechnika warszawska, 2018. [8] czyżewski p., kochański a., moszczyński l.: modelowanie parametrów procesu wykrawania dla różnych stanów zużycia stempla, przegląd mech., 2016, s. 23-26. doi:10.15199/148.2016.5.1. [9] ernt m.: modernizacja wybranego gniazda produkcyjnego do standardu industry 4.0., politechnika warszawska, 2018. stanu zużycia narzędzi na podstawie sygnałów z systemu akwizycji danych. podstawowe cechy: – system bazujący na elementach rejestrujących i monitorujących kluczowe parametry procesu technologicznego (daq-system); – system sterowania umożliwiający zdalne sterowanie nastawami urządzeń gniazda technologicznego (iot); – implementacja systemu scada do analizy gromadzonych danych produkcyjnych i predykcji stanu narzędzia. praca naukowa finansowana ze środków narodowego centrum nauki jako projekt badawczy nr n n508 628 140 rys. 5. schemat działania systemu cyberfizycznego (cps) powstałego po modernizacji gniazda technologicznego na bazie prasy pms-16c fig. 5. diagram of the cyberphysical system (cps) created according to the modernization of pms-16c ps 2 2016 www.pdf 5przegląd spawalnictwa vol. 88  2/2016 aproksymacja charakterystyk statycznych i modelowanie łuku elektrycznego w procesie spawania metodą tig approximation of static characteristics and modeling of an electric arc of the tig welding device mgr inż. maciej haltof – wydział elektryczny, politechnika częstochowska autor korespondencyjny/corresponding author: maciej@haltof.pl streszczenie w artykule zaprezentowano funkcję aproksymującą charakterystyki statyczne łuku spawalniczego uwzględniającą wpływ wybranych warunków zewnętrznych. na podstawie pomiarów zasilacza spawalniczego typu tig wyznaczono stałe współczynniki aproksymacji i zaimplementowano ją w uniwersalnym modelu matematycznym łuku elektrycznego pentegowa. za pomocą programu matlab-simulink wykonano symulacje procesów w obwodzie z makromodelem łuku elektrycznego i wymuszeniem prądowym impulsowym unipolarnym. słowa kluczowe: łuk elektryczny, model pentegowa, charakterystyki statyczne, tig abstract new approximation function of static characteristics of welding arc which includes influence of various external conditions has been presented. based on experimental measurements of tig welding supply approximation coefficients have been estimated and its has been implemented into universal pentegov arc model. simulations of processes with macromodel of electric arc powered by unipolar pulsed source have been carried out using matlab-simulink. keywords: electric arc, pentegov arc model, static characteristics, tig wstęp łuk elektryczny w osłonie gazów obojętnych lub aktywnych oraz o podwyższonym ciśnieniu wykorzystuje się w różnych działach techniki, m.in. w spawalnictwie. do jego modelowania często stosowane są charakterystyki statyczne, stanowiące zależność między prądem i napięciem łuku, zakładające stałą jego długość i zerową wartość pochodnej prądu względem czasu (di/dt ≈ 0). dokładność odwzorowania przebiegu rzeczywistej wartości napięcia na kolumnie łukowej zasilanej z zadanego źródła zależy od prawidłowego wyboru funkcji aproksymującej. taka funkcja może być wykorzystana do nadążnej kontroli procesu spawania, przez kompensacje uchybów długości kolumny łukowej, czy innych zaburzeń pochodzących z zewnątrz układu. przegląd literatury naukowo-technicznej [1÷4] wskazuje na częste stosowanie aproksymacji rodziny charakterystyk statycznych łuku elektrycznego wyrażeniem zaproponowanym przez nottinghama [5] w postaci maciej haltof 1) gdzie: ustat – napięcie, v; i – natężenie prądu, a; l – długość łuku, m; a, v; b, v/m; c, v·an; d, v·an/m; n – stałe współczynniki aproksymacji (a suma przyanodowego i przykatodowego spadków napięcia). wyrażenie to podobnie jak i inne proste aproksymacje nie odwzorowuje ściśle zjawisk cieplnych i gazodynamicznych zachodzących w łuku elektrycznym. podawany zakres jego użyteczności obejmuje długość łuku nie mniejszą niż 15 mm. na kształt uzyskiwanych charakterystyk statycznych ma wpływ szereg zróżnicowanych czynników zewnętrznych, m.in. ciśnienie gazu działającego na kolumnę łukową, przepływ gazu omywającego łuk oraz skład chemiczny gazu, długość łuku, średnica i rodzaj elektrod [6] itd. do innych klasycznych aproksymacji możemy zaliczyć zależności podane przez p. steinmetza, h. ayrtonę (będącą przypadkiem szczególnym wyrażenia podanego przez nottighama) czy też empiryczne zależności podane m.in. przez alluma [4], stokesa i oppenlandera czy paukerta oraz wiele innych, stworzonych na potrzeby rozwiązania konkretnego problemu lub odniesione do ściśle określonych warunków zewnętrznych. istnieją również inne aproksymacje charakterystyk statycznych, nie mające bezpośredniego inżynierskiego zastosowania, które wymagają dokładniejszego zbadania wpływu środowiska i właściwości plazmy łuku [2]. do pełnej automatyzacji procesu spawania, poza określoną charakterystyką statyczną, potrzebny jest jednak model dynamiczny łuku, bądź jego odwzorowanie przez wyuczoną sieć neuronową. wśród licznych modeli matematycznych łuku elektrycznego są takie, które jako swoją podstawę wykorzystują rodziny charakterystyk statycznych. do nich należą, np. model nowikowa-shellhase i model pentegowa. w niniejszym artykule przedstawiono propozycję wykorzystania uniwersalnego modelu łuku o predefiniowanej charakterystyce statycznej do symulowania procesów zachodzących w łuku spawalniczym podczas spawania metodą tig. 6 przegląd spawalnictwa vol. 88 2/2016 rys. 1. charakterystyki statyczne łuku elektrycznego w gazach o różnym ciśnieniu: a) w argonie; b) w helu fig. 1. static characteristics of an electric arc under various pressure: a) in argon; b) in helium aproksymacja charakterystyk statycznych łuku elektrycznego urządzenia tig w łukach płonących w osłonie argonu lub mieszaniny z wodorem oraz gazach o wysokim ciśnieniu obserwowane jest narastanie gałęzi charakterystyki statycznej w zakresie silnych prądów (rys. 1). dodatkowo może być on spotęgowany działaniem siły lorentza, efektem pinchu, wykorzystaniem zaostrzonych elektrod, czy konstryktora z uskokiem w plazmotronie [6]. wyszczególnione we wstępie aproksymacje są nieprecyzyjnie, gdyż nie uwzględniają tych wszystkich zjawisk. do aproksymacji charakterystyk statycznych łuku elektrycznego nadają się wyrażenia zawierające funkcje wykładnicze, gaussa, lorentza, sech bądź ekspotencjalne [7]. możliwa jest również ich kombinacja, mająca na celu uzyskanie najprecyzyjniejszego odwzorowania. ich przydatność wykazano m.in. przez tworzenie funkcji aproksymujących charakterystyki statyczne, a następnie modelowanie łuków ziemnozwarciowych [8]. stosowane są również do aproksymacji napięć plazmotronów z łukiem zewnętrznym [1]. cechą charakterystyk statycznych łuku elektrycznego jest narastanie wartości napięcia wraz ze zmniejszeniem natężenia prądu. w granicy i → 0 a osiąga ono bardzo duże wartości bliskie napięciu przebicia gazu w przerwie międzyelektrodowej, które zależą od warunków wyładowania, np. stopnia zjonizowania gazu. w łuku prądu zmiennego to napięcie jest znacznie obniżone. zależność (1) nie pozwala definiować zarówno napięcia zapłonu, jak i prądu zapłonu, stanowiących współrzędne lokalnego maksimum. na podstawie wyników badań eksperymentalnych [9] urządzeń spawalniczych tig w osłonie argonu (rys. 2) i po przeprowadzeniu obliczeń numerycznych, można zaproponować nową funkcję aproksymującą charakterystyki statyczne w postaci a) b) 2) gdzie: bh, v/m; ch, v/m; dh – stałe współczynniki aproksymacji, iz prąd zapłonu łuku, a. w aproksymacji wykorzystano następującą funkcję wagową 3) gdzie k wykładnik potęgowy aproksymacji. charakterystyka statyczna w postaci (2) może odzwierciedlać zachowania łuku w różnych gazach (argonie, wodorze), gdzie obserwuje się narastanie prawej gałęzi wykresu, lub w helu, gdzie jest ona opadająca (rys. 1b). oprócz tego może ona znaleźć zastosowanie do aproksymowania charakterystyk łuków o poziomym rys. 2. punkty pomiarowe charakterystyk statycznych łuku rzeczywistego urządzenia tig (elektroda wolframowa torowana (1%) o średnicy 2,4 mm) [9] oraz ich aproksymacje wyrażeniem (2) fig. 2. real measurement data of the tig device z wykresów zamieszczonych na rysunku 2 można zauważyć dużą dokładność odwzorowania danych za pomocą proponowanego wyrażenia (2), zwłaszcza w zakresie silnoprądowym oraz dużej przerwy międzyelektrodowej. widoczne jest również mniej adekwatne odwzorowanie w zakresie prądów słabych. jest ono spowodowane dużą rozpiętością przedstawionej aproksymacji przez zastosowanie stałych współczynników bez względu na długość łuku. można tego uniknąć i uzyskać większą precyzję, wyznaczając stałe współczynniki aproksymacji charakterystyki łuku o konkretnej długości. uniwersalny model łuku elektrycznego z predefiniowaną charakterystyką statyczną ogólnie modele łuku elektrycznego możemy podzielić na proste (klasyczne), złożone, kombinowane oraz uniwersalne [10÷13]. do uniwersalnych należy model pentegowa [3,10], gdyż wykorzystuje wcześniej zdefiniowaną dowolną charakterystykę statyczną. model ten, podobnie jak klasyczne modele łuku elektrycznego, spełnia równanie bilansu energetycznego. jest on wyrażony w postaci liniowego równania różniczkowego 4) gdzie: θ stała czasowa modelu, s; iθ prąd stanu łuku, a; i przebieg prądu źródła, a. model ten ma swoją specyfikę, polegajacą na wprowadzeniu pojęcie prądu stanu łuku iθ. tak utworzony model łuku hipotetycznego, odwzorowuje z pewnym opóźnieniem rzeczywisty przebieg prądu w obwodzie. w wybranych przypadkach możliwe jest łatwe wyzna← kształcie, przez odpowiednią zmianę współczynników. postać wyrażenia (2) nadaje się również do aproksymacji charakterystyk statycznych łuków w gazach o podwyższonym ciśnieniu. dodatkowo, proponowana zależność uwzględnia zmiany długości kolumny łukowej, a także stwarza możliwość odpowiedniego doboru wariantu funkcji wagowej. na podstawie danych pomiarowych [9] wyznaczono przyelektrodowy spadek napięcia (a = uak = 9,868 v). obliczono go metodą ekstrapolacji liniowej na podstawie zmian długości łuku (8 mm, 4 mm, 2 mm). zbiór punktów pomiarowych z wykresami aproksymującymi przedstawiono na rysunku 2. uzyskano następujące wartości współczynników: bh = 0,90347 v/mm; ch = 0,17938 v/mm; dh = 0,65450; k = 0,60339; iz = 15,75095 a. 7przegląd spawalnictwa vol. 88  2/2016 5) czenie parametrów modeli [3]. przebieg napięcia na kolumnie łuku u(t) oblicza się za pomocą wyrażenia rys. 3. blok funkcjonalny modelu łuku pentegowa (fcn charakterystyka statyczna (2) w postaci skrytpu) fig. 3. functional block of the pentegov arc model (fcn the static characteristic (2) defined as a script) gdzie u(iθ(t)) charakterystyka statyczna kolumny łuku, v. na podstawie danych wejściowych: modelu (4), charakterystyki statycznej (2) i wyznaczonych jej stałych współczynników, zbudowano obwód zawierający makromodel łuku elektrycznego pentegowa (rys. 3) zasilanego ze źródła prądowego. a) b) rys. 4. charakterystyki dynamiczne łuku w symulowanym urządzeniu tig: a) przebiegi czasowe prądu i napięcia; b) pętla histerezy fig. 4. dynamic characteristics of an electric arc in the simulated tig devi ce: a) time series of current and voltage; b) hysteresis loop przeprowadzono symulację procesów elektrycznych w obwodzie wtórnym urządzenia tig zasilającego łuk prądem pulsującym unipolarnym (o wypełnieniu 50% i częstotliwości f = 100 hz). zadana stała czasowa modelu wynosiła θ = 9·10-4 s. przebiegi czasowe zadanego prądu oraz otrzymanego napię cia (5) z uwzględnieniem obliczonego przyelektrodowego spadku napięcia uak przedstawiono na rysunku 4. podstawą obliczeń była wybrana charakterystyka napięciowo-prądowa statyczna odpowiadająca odległości międzyelektrodowej 8 mm. otrzymane przebiegi napięcia swoim kształtem są zbliżone do rzeczywistych w urządzeniach spawalniczych tig z wymuszeniem prądowym unipolarnym. są one zgodne z wynikami badań [14], które wykonano w szerokim zakresie zmian częstotliwości prądu wymuszającego. przedstawiony model matematyczny z zaproponowaną charakterystyką statyczną może być użyteczny w diagnostyce i nadążnym sterowaniu procesu spawania tig. literatura [1] sawicki a.: aproksymacje charakterystyk napięciowo-prądowych łuku urządzeń elektrotechnologicznych, biuletyn instytutu spawalnictwa, 2013, nr 6, s. 58-68. [2] estes h. b.: horizontal series fault comparison in ac & dc micro-grid architectures, msc thesis, the university of texas at austin, 2011. [3] sawicki a., haltof m.: badanie wpływu zaburzeń długości kolumny na metodę wyznaczania parametrów modelu pentegowa opisującego łuk elektryczny o charakterystyce statycznej typu ayrton, biuletyn instytutu spawalnictwa, 2014, nr 6, s. 39-44. [4] allum c.j.: the characteristics and structure of high pressure (1”-42 bars) gas tungsten arcs. ph. d thesis. cp. cranfield institute of technology, 1982. [5] nottingham w. b.: a new equation for the static characteristic of the normal electric arc, a.i.e.e journal, 1923, vol. 42, pp. 12-19. [6] sawicki a., haltof m.: metoda widmowa wyznaczania stałej czasowej modelu cassiego łuku elektrycznego płonącego w różnych warunkach fizycznych. konferencja naukowo-techniczna „modelowanie i sterowanie procesów elektrotechnologicznych”, kielce, 15-17 września 2014 r, materiały konferencyjne, politechnika świętokrzyska, kielce 2014, s. 83-92. [7] schötzau h., kneubühl f. k.: a new approach to high-power arc dynamics, etep, vol. 4, no. 2, 1994, pp. 89-99. [8] marciniak l., modele dynamiczne łuku zwarciowego dla sieci z małym prądem zwarcia doziemnego, archiwum energetyki, tom xxxvii (2007), 357-367. [9] karafi m. r., narimani r., hojjat y., gheybi m.: study on automatic control of arc gap in robotic tig welding, the international journal of advanced manufacturing technology, 2010, vol. 50, pp. 953–960. [10] пентегов и.в.: вопросы моделирования динамики сварочной дуги как элемента электрической цепи. автоматическая сварка 1984, № 10, с. 18-23. [11] tseng k.j., wang y., vilathgamuwa d.m.: development of a dynamic model of electric arc for power electrics simulations, ieee industrial applications conference, ias’96, 1996, no 4, pp. 2173-2180. [12] sawicki a., świtoń ł., sosiński r.: zastosowanie modelu cassiego do symulowania procesów w obwodzie z łukiem elektrycznym, przegląd spawalnictwa, 2009, nr 12, s. 62-65. [13] sawicki a.: modelowanie łuku spawalniczego o zmiennej długości kolumny plazmowej, przegląd spawalnictwa, 2012, nr 6, s. 8-11. [14] kolasa a., matsunawa a., arata y.: dynamic characteristics of variable frequency pulsed tig arc, transactions of jwri, welding research institute of osaka university, vol. 15 no. 2, 1986. wnioski zaproponowana funkcja analityczna (2) umożliwia uzyskiwanie zadowalających aproksymacji charakterystyk statycznych łuku w wybranych gazach oraz łuku w gazach o podwyższonym ciśnieniu zasilanym ze źródła energii o szerokim zakresie quasi-statycznych zmian prądu. funkcja analityczna (2) może być przydatna do tworzenia uniwersalnego modelu pentegowa odwzorowującego procesy dynamiczne w łuku zasilanym ze źródła energii o szerokim zakresie zmian wartości chwilowych prądu. opracowany makromodel łuku pentegowa, zawierający proponowaną aproksymację charakterystyki statycznej, wykazał swoją przydatność do symulowania procesów w urządzeniach spawalniczych typu tig, pracujących z wymuszeniem prądowym impulsowym unipolarnym. 201108_pspaw.pdf 9przegląd spawalnictwa 8/2011 tomasz pfeifer rozwój rynku robotów przemysłowych w polsce i na świecie world and polish industrial robots market evolution  dr inż. tomasz pfeifer – instytut spawalnictwa, gliwice. streszczenie w artykule przedstawiono rozwój rynku robotyki przemysłowej w kraju i na świecie. omówiono zalety i podstawowe obszary zastosowania robotów przemysłowych, a także zwrócono uwagę na główne kierunki rozwoju tej branży. przeanalizowano dane statystyczne dotyczące wielkości sprzedaży robotów przemysłowych w różnych krajach świata, w tym w polsce. abstract evolution of robotics in poland and all over the world has been presented. it has been discussed advantages and main fields of industrial robots application, as well as the direction of development of this industrial branch. the statistical data concerning the amount of sold robots in different parts of the world and in poland have been analyzed. wstęp w wyniku przemian zachodzących na globalnym rynku wytwórcy z różnych branż przemysłowych zmuszeni są zwiększać asortyment produkcji i jakość wyrobów, obniżając jednocześnie koszty ich wytwarzania. szczególnie w krajach wysoko rozwiniętych wykonywanie manualnie prostych i powtarzalnych operacji przestaje być opłacalne, dlatego firmy coraz chętniej inwestują w robotyzację. robotyzacja to jeden z głównych kierunków rozwoju gospodarki w krajach uprzemysłowionych, w tym również w polsce. roboty wykorzystywane są w bardzo różnych aplikacjach, a liczba wdrażanych w naszym kraju stanowisk w ostatnich kilku latach szybko rosła. dekoniunktura gospodarcza, która w 2009 r. objęła gospodarkę światową, bardzo znacząco wpłynęła również na rynek robotów, przyczyniając się do istotnego spadku sprzedaży tych urządzeń. wśród robotów przemysłowych bardzo ważną grupę stanowią roboty przeznaczone do procesów spawalniczych. szacuje się, że stanowią one ok. 10÷20% wszystkich przemysłowych zastosowań robotów. najpowszechniej robotyzacja stosowana jest w procesach spawania elektrodą topliwą w osłonie gazu (mig/mag) w produkcji wielkoseryjnej. proces ten wymaga odpowiedniej wydajności, wysokiej precyzji i jakości produktu finalnego, którym często są podzespoły wpływające na bezpieczeństwo użytkowania maszyn i urządzeń. nowoczesne stanowiska zrobotyzowane wyposażone są w najnowsze rozwiązania, umożliwiające zwiększenie wydajności pracy, szybkości komunikacji pomiędzy robotem a urządzeniami peryferyjnymi oraz jakości procesu spawania. w artykule przedstawiono zmiany ilościowe i jakościowe, zachodzące na rynku robotów przemysłowych, ze szczególnym uwzględnieniem ich wykorzystania w krajach europejskich, w tym w polsce. robotyzacja – zalety, podstawowe obszary zastosowania oraz kierunki rozwoju roboty przemysłowe, zgodnie z definicją, to urządzenia do automatycznej manipulacji z możliwością wykonywania ruchów względem kilku osi. zaopatrzone są w narzędzia lub chwytaki i skonstruowane do zastosowań w przemyśle. chociaż początki robotyki sięgają wręcz kilkuset lat wstecz, era robotyki przemysłowej rozpoczęła się całkiem niedawno, bo w 1961 r. wtedy w zakładach general motors w new jersey pracę rozpoczął robot unimate, którego koncepcję opracował w latach 50. zeszłego wieku george devon [1]. założona przez niego wraz z josephem engelbergiem firma unimation była pierwszym na świecie producentem robotów. opracowane przez tę firmę urządzenie przenosiło odlewy 10 przegląd spawalnictwa 8/2011 ciśnieniowe z wytwarzającej je maszyny, a następnie spawało do ram samochodów. najważniejsze czynniki wskazywane przez polskich dostawców robotów, skłaniające firmy do inwestycji w te urządzenia, to [1]: – redukcja kosztów produkcji – dotyczy różnych kosztów, w tym związanych z zastąpieniem personelu, ale też wynikających z mniejszego zużycia surowców czy minimalizacji liczby wadliwych produktów, – poprawa jakości i wydajności produkcji, – możliwość pracy w wymagających aplikacjach, np. w przemyśle spożywczym lub w trudnych warunkach środowiskowych, – poprawa powtarzalności produkcji, – zwiększenie elastyczności wytwarzania – roboty umożliwiają reorganizację procesów produkcyjnych bez konieczności wymiany sprzętu, – lepsza przewidywalność i możliwość planowania wydajności produkcyjnej zakładu, – zastąpienie personelu, np. ze względu na braki kadrowe, szkodliwe warunki. korzyści z robotyzacji produkcji są duże, a wykorzystanie robotów obejmuje coraz więcej branż, w których wcześniej za niezbędne uznawano wykonywanie niektórych czynności ręcznie lub stosowanie maszyn specjalnych. niestety jednak robotyzacja nie jest tania. koszt zakupu robota wynosi ok. 100 tys. euro, co często zwiększone jest nawet kilkakrotnie przez konieczność wykorzystania dodatkowego osprzętu czy przebudowę części linii technologicznej, co stanowi znaczący koszt inwestycyjny. pomimo że może on zwrócić się w niedługim czasie, nawet po dwóch latach, początkowa wartość inwestycji jest uznawana często za znaczącą. robotyka przemysłowa w polsce i na świecie związana jest z kilkoma rynkami i grupami aplikacji. pod kątem zastosowań, do najczęstszych zastosowań robotów należą: przenoszenie, pakowanie i paletyzacja, montaż, spawanie i zgrzewanie. istotnymi obszarami ich zastosowań są także malowanie i mycie. kolejność taka obowiązuje również w przypadku zastosowań w naszym kraju, co przedstawione zostało na rysunku 1 [1]. rodzaje aplikacji są bardzo często ściśle związane z branżami, w których stosowane są roboty. przykładowo spawanie i zgrzewanie to zastosowania typowe w przemyśle motoryzacyjnym i metalowym, natomiast pakowanie i paletyzacja – w branży spożywczej, fmcg (branża produktów codziennego użytku), przy produkcji materiałów budowlanych i innych. roboty stosuje się też często w elektronice (montaż precyzyjny), w produkcji różnych elementów (malowanie, nakładanie kleju, nakładanie uszczelek), wytwórstwie mebli, tworzyw sztucznych i w metalurgii. głównymi klientami firm oferujących roboty przemysłowe są w polsce są oddziały międzynarodowych koncernów oraz duże i średnie polskie zakłady przemysłowe. robotami zainteresowane są też coraz częściej mniejsze firmy, jednak rynek traktować można jako mocno rozproszony. w kraju najwięcej sprzedaje się robotów o średnim udźwigu – od kilku do 100 kg. drugie w kolejności są roboty duże, a ostatnie – wersje najmniejsze, o udźwigu poniżej 6 kg (rys. 2). w ostatnim przypadku często stosowane są wersje scara (akronim z ang. selective compliant articulated robot for assembly), które wykorzystywane są przede wszystkim do montażu elementów oraz do ich szybkiego przenoszenia – np. w przemyśle spożywczym czy elektronice. omawiając sektory rynku, warto zwrócić uwagę na to, jaki wpływ na zmiany w zastosowaniach robotów miał kryzys gospodarczy. w ostatnich latach polska stała się jednym z ważniejszych krajów produkcji części samochodowych i pojazdów, w latach 2005-2008 roczne dostawy robotów wzrosły kilkakrotnie. oprócz inwestycji w przemyśle samochodowym, roboty trafiały m.in. do branży elektromechanicznej, elektronicznej, agd i spożywczej oraz opakowaniowej. przełom lat 2008-2009 okazał się szczególnie niekorzystny dla największego z rynków zbytu dla robotów, a więc motoryzacji. był to dla dostawców robotów bardzo trudny okres, nie tylko w polsce, ale i na świecie, co wymusiło poszukiwanie i rozwijanie nowych rynków zbytu. obecnie za najbardziej przyszłościową uznaje się branżę spożywczą, w której roboty stosowane są coraz częściej na różnych etapach procesów produkcyjnych. dostawcy szukają zamówień również w innych branżach, które zaczynają bardzo szybko się rozwijać. bardzo ważnym rynkiem staje się dla nich także branża fotowoltaiczna (solarna), gdzie zachodzi konieczność przenoszenia i montażu elementów ogniw słonecznych. w tym przypadku nie dotyczy to jednak w dużym stopniu polski, gdyż głównym rynkiem są niemcy. robotyka jest jedną z najbardziej dynamicznie rozwijających się dziedzin techniki. same roboty wymagają zastosowania nowoczesnych rozwiązań rys. 1. zastosowanie robotów przemysłowych w polsce [1] fig. 1. application of industrial robots in poland [1] rys. 2. udział robotów o różnym udźwigu w całkowitej sprzedaży w polsce [1] fig. 2. participation of robots of varying capacity in the total sales in poland [1] 11przegląd spawalnictwa 8/2011 konstrukcyjnych, gdyż są to urządzenia, które nie tylko muszą wykonywać ruchy o bardzo dużej precyzji i powtarzalności, ale pracują przez wiele lat, często w trudnych warunkach środowiskowych. według specjalistów z branży, główne kierunki rozwoju robotyki oraz najnowsze trendy w tej dziedzinie są następujące: – rozwój technologii widzenia maszynowego – prawdopodobnie najważniejszy z trendów w robotyce, gdyż zastosowanie systemów wizyjnych umożliwia użycie robotów w zupełnie nowych aplikacjach lub uproszczenie już istniejących, – rozpoznawanie nacisku/siły, – polepszanie parametrów robotów, takich jak: udźwig, zasięg, dokładność i szybkość działania, – rozwój układów i technologii bezpieczeństwa związanych z robotami, – rozwój bezprzewodowych paneli operatorskich do robotów, – możliwość komunikacji sieciowej i zdalnej diagnostyki (np. przez internet), – rozwój robotów sześcioosiowych mogących wykonywać precyzyjne ruchy, – integracja kontrolerów robotów w ramach platform sterowania, – wprowadzanie robotów do pracy w strefach ex oraz z prowadzeniem wszystkich przewodów podłączeniowych w korpusie (w tym integracja podajnika drutu w korpusie robotów spawalniczych), – rozwój nowoczesnych aplikacji spawania (bezodpryskowego, niskoenergetycznego itp.), – rozwój oprogramowania projektowego i symulacyjnego, gdzie wykorzystywane są algorytmy umożliwiające dokładną kontrolę przyspieszeń i całego ruchu, jaki wykonuje ramię robota. światowy rynek robotów – dane statystyczne sprzedaż robotów wzrastała od dłuższego czasu o kilka, kilkanaście procent rocznie, a w ostatnich latach na tym rynku zachodzą również istotne zmiany wśród odbiorców tych maszyn. tempo rozwoju branży można szacować na podstawie dostępnych danych statystycznych oraz przybliżonych prognoz w tych gałęziach przemysłu i dziedzinach, gdzie roboty znajdują zastosowanie obecnie lub znajdą je w przyszłości [2]. rynek robotyki opisywany jest w różnych raportach, w tym „world robotics”, który przygotowywany jest co roku przez ifr statistical department pod egidą vdma robotics + automation [2]. raport oraz publikacje są również źródłem większości informacji przedstawianych w artykule [1, 2]. od momentu pojawienia się robotów przemysłowych w zastosowaniach komercyjnych, czyli mniej więcej od końca lat 60. zeszłego wieku, określana jest przybliżona liczba sprzedawanych co roku jednostek tego typu. przyjmując, że okres serwisowania i pracy jednego urządzenia wynosi od 12 do 15 lat, całkowitą liczbę działających w 2007 r. robotów oszacowano na ok. milion sztuk. przewiduje się, że do końca 2012 r. ich liczba wzrośnie o ok. 300 tys. w tablicy i przedstawiono liczbę robotów przemysłowych działających w różnych regionach świata. największy udział w rynku robotyki ma sprzedaż robotów przemysłowych. lata 2000-2008 były dla dostawców robotów wyjątkowo sprzyjające. roczna sprzedaż robotów osiągnęła w 2005 r. rekordową wartość 125 tys. szt., a w kolejnych trzech latach utrzymywała się na poziomie ok. 115 tys. szt. (dane za ifr – international federation of robotics) [1]. w tym okresie największym rynkiem dla robotów były kraje azjatyckie (średnio ok. 60 tys. robotów rocznie), następnie europa (35 tys.) i usa (ok. 18 tys.). podane liczby dotyczą 2008 r. i pochodzą z opracowania world robotics z 2009 r. [1]. w latach 2005-2008 następował również niewielki spadek liczby robotów sprzedawanych w azji i usa, natomiast do rosnących rynków zaliczyć można było m.in. europę. przełomowy okazał się 2008 r. w niemczech, na największym rynku robotów w europie, sprzedaż wzrosła wtedy do rekordowej liczby 15,2 tys. jednostek, jednak w części innych krajów – m.in. we włoszech, sprzedaż robotów spadła. z kolei kraje europy środkowej i wschodniej zwiększyły łącznie popyt na roboty o 22%, natomiast polska – aż o 78% [1]. szacunkowe dane dotyczące sprzedaży robotów w krajach europejskich w 2006 r. przedstawiono na rysunku 3 [2]. jesienią 2008 r. wzrost sprzedaży został zatrzymany i nastąpiło załamanie koniunktury, które w skali europejskiej miało niespotykaną dotychczas wielkość. powołując się na najnowsze szacunki ifr, stwierdzić można, że w 2009 r. sprzedano globalnie ok. 57 tys. robotów, co oznacza aż 50% spadek w stosunku do roku poprzedniego. łączne obroty robotyki i automatyki spadły w 2009 r. w niemczech o 34%, co pod tablica i. liczba robotów przemysłowych działających w różnych regionach świata (w tys. szt.) [2] table i. number of industrial robots operating in various regions of the world (in thous. pc) [2] kraj 2005 2006 2007 (szacunkowo) 2010 (prognoza) ameryka 143,6 154,6 167,1 209,0 kanada, usa, meksyk 139,9 170,7 162,4 200,9 ameryka południowa i środkowa 3,6 3,9 4,7 8,1 azja 481,6 479 500,5 579,9 japonia 373,4 351,6 355,0 362,9 korea południowa 61,5 68,4 73,6 94,0 chiny 11,5 17,3 23,9 47,0 indie 1,0 1,9 3,5 14,1 europa 296,9 315,6 329,8 380,0 niemcy 126,3 132,5 137,9 147,4 włochy 56,2 60,0 63,8 72,0 europa środkowa i wschodnia 9,4 10,7 brak danych afryka 0,6 1 1,7 4,4 sumarycznie 922,8 950,9 999,1 1173,3 12 przegląd spawalnictwa 8/2011 względem wartości obrotów odpowiadało poziomowi z 2002 r. [1]. popyt na roboty zmniejszył się w znacznym stopniu szczególnie ze strony przemysłu motoryzacyjnego, gumowego oraz tworzyw sztucznych, a spadków tych nie udało się zrównoważyć przez zwiększenie sprzedaży robotów do innych gałęzi przemysłu. w ostatnim okresie zauważyć jednak można poprawę na rynku, która zaczęła się pod koniec 2009 r. zwiększa się stopniowo liczba zamówień, jak też, co potwierdzają niemieckie organizacje branżowe, rośnie liczba zapytań o roboty, która przez poprzednie 12 miesięcy była wyjątkowo niska [1]. w latach 2010-2012 prognozowane jest stopniowe ożywienie, przy czym pod koniec tego okresu możliwy jest powrót do wielkości rynku znanego z lat 2007 i 2008. dobre tempo rozwoju branży zależy jednak od utrzymania się ogólnego wzrostu w gospodarce, dla tego należy je traktować raczej w kategoriach możliwej prognozy. powołując się ponownie na szacunki rozwoju największego w europie rynku automatyki i robotyki – wartość tej niemieckiej branży może wzrosnąć w tym roku o ok. 5%, do 6,4 mld euro. popyt powinien pochodzić z różnych sektorów przemysłu: sektora tworzyw sztucznych i gumowego, metalowego i budowy maszyn, spożywczego i opakowaniowego oraz elektronicznego i solarnego. jeżeli chodzi o globalny rynek robotyki, wg danych organizacji unec (united nations economic comission) oraz ifr, wartość tej branży w perspektywie długoterminowej może sięgnąć aż 51 mld dolarów (do 2025 r.) [1]. szacunki te nie uwzględniają sprzedaży robotów do zastosowań wojskowych, która, wg niektórych analiz, może być znacząca w porównaniu z wartością rynku standardowych robotów przemysłowych. w celu oszacowania stopnia robotyzacji danego regionu stosowane są różne wskaźniki. jednym z nich jest tzw. gęstość robotyzacji (robot density), określana jako liczba robotów przemysłowych przypadających na 10 000 osób zatrudnionych w zakładach przemysłowych [2]. w latach 2001-2006 zatrudnienie w przemyśle nieznacznie spadło, natomiast liczba instalowanych robotów wzrosła. na pierwszym miejscu pod względem gęstości robotyzacji była japonia z 349 robotami, kolejna – korea południowa ze 187 robotami na 10 000 zatrudnionych w przemyśle. w europie na początku 2007 r. najwyższą gęstością robotyzacji charakteryzowały się niemcy, gdzie wynosiła ona 186, kolejnymi krajami były włochy, szwecja i finlandia. kraje europy środkowej i wschodniej charakteryzowały się gęstościami poniżej 40 [2]. dane dotyczące gęstości robotyzacji w wybranych państwach świata w 2006 r. przedstawiono na rysunku 4 [2]. pomimo istotnych różnic w stopniu robotyzacji w rożnych krajach europejskich należy podkreślić, że kilka z nich charakteryzuje się znacznie większą gęstością robotyzacji niż stany zjednoczone, gdzie wynosi ona 99. wiodącą rolę w zwiększaniu liczby robotów w przemyśle pełni sektor motoryzacyjny, dla którego gęstość robotyzacji w wybranych krajach wynosi odpowiednio: japonia – 1820, włochy – 1630, niemcy – 1220, francja – 1160 i usa – 830. jest to najbardziej zrobotyzowany sektor, w którym jeden robot przypada średnio na 10 pracowników. rozwój rynku robotów przemysłowych w polsce polski sektor robotyki należy cały czas, pomimo wieloletniej obecności na nim czołowych dostawców tych maszyn, do rynków wschodzących, których potencjał wzrostowy jest duży. o dobrych perspektywach dla działających w polsce firm dostarczających roboty świadczy m.in. wskaźnik gęstości robotów, który jest standardowym w branży miernikiem rozpowszechnienia robotów w poszczególnych krajach. w polsce jego wartość to jedynie 10. biorąc z kolei pod uwagę liczbę dostarczanych w europie robotów, w 2008 r. w polsce wdrożono ok. 900 szt. tych maszyn (wg world robotics, 2009), czyli więcej niż w czechach, austrii, turcji czy szwajcarii [1]. więcej robotów przemysłowych uruchomiono rys. 3. liczba robotów sprzedanych w europie w 2006 r. [2] fig. 3. number of sold robots in europe in 2006 [2] rys. 4. liczba robotów przypadająca na 10 000 pracowników w wybranych krajach w 2006 r. [2] fig. 4. number of robots per 10 000 inhabitants in selected country in 2006 [2] 13przegląd spawalnictwa 8/2011 m.in. w wielkiej brytanii, szwecji, hiszpanii i francji (po ponad 2 tys.), we włoszech (5 tys.) i niemczech (aż 15 tys. jednostek) [1]. porównanie to jest jednak mniej miarodajne ze względu na różne wielkości wymienionych krajów i lepiej jest posługiwać się w tym przypadku wskaźnikiem gęstości robotyzacji. ogólnie można oszacować liczbę działających w polsce robotów przemysłowych na ok. 2700÷3000 szt. na początku 2008 r. polski rynek rozwijał się w tempie dwucyfrowym – średnie wzrosty sprzedaży dostawców robotów w polsce odnotowane w 2007 r. wyniosły aż 45%. równie dobry okazał się 2008 r., kiedy szacunkowa roczna podaż robotów przemysłowych w polsce wyniosła ok. 900 szt. (wg world robotics) (rys. 5) [1]. występowanie trendu wzrostowego w branży robotów w latach 2003-2008 potwierdzają również informacje czołowych dostawców, dotyczące liczby maszyn sprzedanych w tym okresie. przedstawiciele ankietowanych firm zadeklarowali, że od 2003 r. łącznie sprzedali lub wdrożyli do produkcji 1358 robotów i stanowisk zrobotyzowanych [1]. niemal 400 z nich to samodzielne roboty. obecne dane dotyczące liczby sprzedawanych i instalowanych w naszym kraju robotów można traktować jako dotychczasowy rekord, gdyż przez wiele lat, szczególnie przed wstąpieniem polski do unii europejskiej, sprzedaż roczna była o rząd wielkości mniejsza. pomimo globalnej recesji rynek polski cechował się dobrą koniunkturą. z przedstawionej w raporcie grupy firm [1], dwudziestu ich przedstawicieli ujawniło wyniki sprzedaży (liczbę wdrożeń) robotów w latach 2008 i 2009. średnie wartości wyniosły 15,9 i 17,5 robota odpowiednio dla 2008 i 2009 r., co dało tym firmom wyniki: 318 wdrożonych maszyn 3 lata temu i 350 w 2009 r. porównując te liczby z ogólnymi trendami na świecie i w europie, rynek polski wydaje się być w dobrej kondycji, a popyt na roboty, pomimo globalnej dekoniunktury, jest cały czas wysoki. sądzić można, że w uzyskaniu takich rezultatów dużą rolę odegrały firmy krajowe, które zajmują się dostarczaniem robotów i tworzeniem aplikacji z tymi maszynami. specjaliści szacują, że wartość polskiego rynku robotów przemysłowych wynosi ok. 200 mln zł [1]. rys. 5. szacunkowa roczna sprzedaż robotów przemysłowych w polsce [1] fig. 5. estimated yearly sales of industrial robots in poland [1] podsumowanie boom inwestycyjny w okresie 2004-2005, szczególnie w przemyśle motoryzacyjnym, był wyjątkowo korzystny dla producentów robotów. w kolejnych latach sprzedaż w tym sektorze zaczęła maleć na całym świecie, jednak znacząco wzrosło zapotrzebowanie w innych gałęziach przemysłu i będzie ono nadal stymulowało rozwój rynku robotów przemysłowych w kolejnych latach. powinno się to przełożyć na wzrost inwestycji w granicach 2÷15% rocznie w zależności od regionu [2]. coraz więcej firm, które nie będą przenosić swoich zakładów produkcyjnych do krajów o tańszej sile roboczej, będzie inwestowało w robotyzację linii produkcyjnych. można też przewidywać, że coraz więcej robotów sprzedawanych literatura [1] piątek z.: robotyka przemysłowa w polsce i na świecie – sytuacja na rynku po kryzysie, automatyka, podzespoły, aplikacje nr 5/2010. będzie do krajów, których znaczenie na rynku globalnym rośnie. dotyczy to m.in. chin, indii, brazylii, meksyku, a w europie – turcji, rosji oraz krajów europy środkowej i wschodniej, w tym polski. istotna staje się robotyzacja niewielkich zakładów produkcyjnych. zakup urządzeń takich jak roboty ma na celu nie tylko zatrzymanie produkcji w krajach rozwiniętych, ale także zwiększenie jakości produkowanych wyrobów. pomimo że robotyzacja linii produkcyjnych wymaga ich odpowiedniego zmodernizowania lub zaprojektowania, znacznie poprawia się elastyczność i ciągłość produkcji. często roboty zastępują też ludzi tam, gdzie wykonywana praca jest niebezpieczna i uciążliwa. [2] możaryn j., piątek z.: rynek robotyki przemysłowej bez tajemnic, automatyka, podzespoły, aplikacje nr 12/2008. ps 5 2016 www.pdf 49przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 wpływ parametrów napawania drutem   z rdzeniem metalicznym na wydajność procesu   i parametry geometryczne ściegu influence of surfacing parameters made by metal cored wire on the performance of the process and the geometric parameters of the bead dr inż. robert bęczkowski, dr inż. marek gucwa – politechnika częstochowska. autor korespondencyjny/corresponding author: rbeczkowski@spaw.pcz.pl streszczenie w pracy przedstawiono zagadnienie wpływu zmian nastaw prądu napawania z użyciem drutu rdzeniowego z wypełnieniem metalicznym i odpowiadające temu zmiany uzyskiwanych przekrojów napoin. wykorzystywane do tego celu próby i określone równania pozwalają zdaniem autorów z dużą dokładnością określić ilość wykonywanych ściegów dla zadanych przekrojów napoin i spoin. w pracy zebrano wyniki badań nad wielkościami geometrycznymi złącza wykonanego przy określonych nastawach prądu. do prób automatycznego napawania wykorzystano materiał dodatkowy t 46 3 mm 2 h5 o średnicy 1,2mm. wykonane napoiny zostały przygotowane do badań metalograficznych makroskopowych i analizowane pod kątem uzyskanej geometrii ściegu oraz uzyskanej masy ściegu. słowa kluczowe: drut z rdzeniem metalicznym; napawanie; geometria; mag abstract the paper presents the problem of determining changes in the settings of the welding current and corresponding to the changes in cross-section welds obtained when using metal cored wire. used for this purpose tests and determined equations, according to the authors, allows to determine the number of joints performed for specified sections of welding beads. tests were carried out with automatic feed welding torch, using the additive material t 46 3 mm 2 h5 with diameter of 1.2 mm. the paper presents results of research on weight of bead and geometric quantities joint made by certain weldign current settings. the resulting welds have been tested and analyzed metallographic macroscopic for checking geometry and weight of bead. keywords: metal cored wire; surfacing; geometry; mag wstęp analizując czynniki ekonomiczne służące do normowania prac spawalniczych przy wytwarzaniu konstrukcji stalowych próbowano znaleźć i zidentyfikować wszystkie aspekty, które mają wpływ na proces wytworzenia spoiny lub napoiny, a w konsekwencji koszt wytworzenia elementu. normy [1] dotyczące przygotowania złączy zawierają szereg uporządkowanych sposobów obrobienia elementów do spawania z ściśle określonymi zakresami parametrów, co z kolei wiąże się ze zmiennymi wielkościami przekrojów. artykuł zawiera analizę wpływu zmian wielkości nastaw prądu na odpowiadające im zmiany pól przekroju uzyskiwanych ściegów napoin wykonanych przy zastosowaniu drutu z rdzeniem metalicznym. uzyskane informacje pozwalają precyzyjnie określać ilość ściegów niezbędną do wykonania spoiny lub napoiny oraz służą do określenia czasów wykonania dla dowolnych rodzajów spoin lub napoin zgodnie z obowiązującymi normami przy różnych wartościach wielkości takich jak grubość robert bęczkowski, marek gucwa materiału, kąt ukosowania, odstęp miedzy elementami, wysokość progu, grubość warstwy napawanej. czynniki te mają wpływ na objętość rowka spawalniczego lub objętość napawanej warstwy i jednocześnie wpływają na czas wykonania połączenia lub procesu napawania. wartość natężenia prądu spawania ma wpływ na efektywność stapiania się drutu. niskie gęstości prądu wydatnie zmniejszają wydajność stapiania. w kalkulacjach ważne jest przyjęcie odpowiedniego efektywnego czasu palenia się łuku, który w istotny sposób wpływa na wydajność i ekonomikę spawania. określenie efektywnego czasu palenia się łuku należy określać indywidualnie w zależności od stopnia zautomatyzowania oraz rodzaju asortymentu produkcji [2÷8]. wpływ oddziaływania natężenia prądu na kształt przekroju spoiny przedstawiono na rysunku 1. zwiększenie nastawy natężenia prądu powoduje uzyskanie większej głębokości wtopienia. zmiana natężenia prądu skutkuje również zmianą parametrów napięcia łuku. przeglad welding technology review 50 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 rys. 1. oddziaływanie natężenia prądu na kształt przekroju napoiny [6] fig. 1. impact of the current on the cross-section shape of the clad [6] dobór napięcia zależny jest od grubości złącza, rodzaju spoiny, natężenia prądu spawania, czy spawanego materiału oraz od średnicy i rodzaju drutu elektrodowego, pozycji spawania, składu gazu osłonowego. należy jednak pamiętać, że strefa odpowiednich parametrów jest stosunkowa wąska, a zwiększając natężenie prądu powinno się także zwiększyć napięcie łuku [4], wówczas szerokość spoiny wzrasta. rys. 2. wpływ napięcia łuku spawalniczego na geometrię powstającej napoiny [5] fig. 2. effect of arc voltage on the geometry of the resulting clad [5] średnica drutu elektrodowego decyduje o gęstości prądu, wpływając w zależności od charakterystyki rdzenia na uzyskiwane głębokości wtopienia w napawany materiał oraz o charakterze przenoszenia metalu w łuku. przy stałej wartości natężenia prądu sprawność stapiania ulega zwiększeniu wraz ze zmniejszeniem średnicy drutu, ponieważ gęstość prądu płynącego przez drut wzrasta. metodyka badań do prób wykorzystano blachę gatunku s235jr grubości 10 mm, na której wykonano ściegi spawalnicze metodą mag drutem z rdzeniem metalicznym, gdzie każdy ścieg wykonano innymi parametrami prądowymi. następnie na pociętych próbkach wykonano zgłady metalograficzne i dokonano pomiary: pól napoiny oraz głębokości wtopienia. wykonano analizę wydajności napawania przy użyciu drutu z rdzeniem metalicznym z uwzględnieniem zmiany parametrów prądowych w odniesieniu do wagi uzyskanej napoiny. badanie zostało przeprowadzone przy użyciu synergicznego źródła spawalniczego z użyciem drutu z rdzeniem metalicznym: outershield mc710-h o średnicy 1,2mm klasyfikowanego według iso 17632-a: t46 3 m m 2 h5. charakterystykę materiału dodatkowego podano w tablicy 1. do osłony ciekłego jeziorka użyto dopuszczonej mieszanki gazów osłonowych grupy m21 (82% ar, 18% co2) wg pn-en iso 14175 stosując minimalny przepływ gazu osłonowego na poziomie 15 l/min. napawanie polegało na wykonaniu ściegów z wykorzystaniem wózka spawalniczego dającego stabilizację parametrów prędkości spawania oraz innych parametrów stałych procesu takich jak kąt pochylenia, czy długość wolnego wylotu elektrody. proces przeprowadzono w pozycji pa z wykorzystaniem drutu rdzeniowego z którego każdy ze ściegów został wykonany przy innej wartości prądu napawania w zakresie od nastawy 150a do 300 a. poszczególne próbki były wykonane z następującymi nastawami: próbka 1– prąd 150 a, próbka 2– prąd 200 a, próbka 3– prąd 250 a, próbka 4– prąd 300 a.[6] symbol /   nazwa   handlowa skład chemiczny [%] c si mn p s t46 3 m m 2 h5 outhershield c710-h 0,05 0,6 1,35 0,015 0,023 tablica i. symbol oraz skład chemiczny drutu spawalniczego [7] table i. the symbol and the chemical composition of welding wire [7] w tablicy ii przedstawiono parametry napawania próbki, a na rysunku 4 przedstawiono zdjęcie wykonanych napoin z uwzględnieniem podziału próbek oraz zadanych nastaw prądu. numer  ściegu prąd   spawania  [a] napięcie  [v] prędkość  podawania  drutu   [m/min] prędkość  spawania [m/min] 1 150 26 3,2 0,3 2 200 28 5,6 0,3 3 250 30 7,8 0,3 4 300 32 10,3 0,3 tablica ii. parametry napawania [6] table ii. parameters of cladding [6] wykonane napoiny zostały pocięte (zgodnie z rys. 3) i przygotowane do wykonania zgładów metalograficznych. celem otrzymania jak najlepszych oraz miarodajnych wyników przygotowano po 3 zgłady dla każdej próbki z określonych miejsc na całej długości napawania, w której proces był stabilny. rys. 3. schemat cięcia próbek [6] fig. 3. scheme of specimen cuting [6] wyniki badań i analiza na rysunku 4 pokazano obrazy zgładów wraz z wielkościami geometrycznymi (pola napoiny oraz głębokości wtopienia) dla zadanych parametrów prądowych. opisano pole przekroju napoiny /pn/ w [mm2] natomiast głębokość wtopienia /hw/ wyrażono w [mm], określono również wagi napoiny w odniesieniu do jednego metra jej długości [g/m]. dane zebrano w tabelach dla zmiennych nastawach prądu odpowiednio dla pomiarów pola napoiny (tablica iii), głębokości wtopienia (tablica iv) i wagi napoiny (tablica v). rys. 4. geometria napoin [6] fig. 4. the geometry of clads [6] 51przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 prąd spawania[a] pole napoiny /pn/ [mm2] pomiar 1 [mm2] pomiar 2 [mm2] pomiar 3 [mm2] średnia [mm2] 150 9,8 11,2 12,0 11,0 200 22,2 22,6 22,1 22,3 250 29,9 29,0 29,6 29,5 300 41,7 40,3 41,0 41,0 tablica iii. pomiary pola powierzchni przekroju napoiny /pn/ przy różnych nastawach prądu table iii. measurement of the cross sectional area of the pad weld / pn / at different current settings prąd spawania[a] pole napoiny /pn/ [mm2] pomiar 1 [mm] pomiar 2 [mm] pomiar 3 [mm] średnia [mm] 150 2,4 2,1 2,3 2,3 200 2,8 3,8 3,3 3,3 250 3,9 4,5 3,8 4,1 300 5,7 5,8 5,8 5,8 tablica iv. pomiary głębokości wtopienia /hw/ przy różnych nastawach prądu table iv. measurements of the depth of penetration / hw / at different current settings prąd spawania[a] pole napoiny /pn/ [mm2] pomiar 1 [mm] pomiar 2 [mm] pomiar 3 [mm] średnia [mm] 150 94,7 76,7 86,3 85,9 200 178,7 174,4 176,0 176,4 250 226,8 235,5 231,0 231,1 300 316,0 327,4 321,1 321,5 tablica v. wagi napoin / w / przy różnych nastawach prądu table v. weight of the clads / w / at different current settings w odniesieniu do zmiany nastawy natężenia prądu na rysunku 5 przedstawiono ich wpływ na pole przekroju ściegu napoiny /pn/, na rysunku 6 wpływ na głębokość wtopienia /hw/, a na rysunku 7 wpływ na masę uzyskanego przekroju w odniesieniu do jednego metra długości wraz z odpowiadającymi im równaniami regresji oraz odpowiadającym im współczynnikiem determinacji r2. rys.  5.  wpływ zmiany natężenia prądu na pole przekroju ściegu fig. 5. effect of changes in current on the cross sectional area of bead rys. 6. wpływ zmiany natężenia prądu na głębokość wtopienia fig. 6. effect of changes in current on the depth of penetration rys.  7.  wpływ zmiany natężenia prądu na masę napoiny (wn) fig. 7. effect of change of current on the weight of pad weld (wn) 52 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 literatura [1] pn en iso 9692; spawanie i procesy pokrewne. zalecenia dotyczące przygotowania złączy. część 1: ręczne spawanie łukowe, spawanie łukowe elektrodą metalową w osłonie gazów, spawanie gazowe, spawanie metodą tig i spawanie wiązką stali; część 2: spawanie stali łukiem krytym. pkn, warszawa 2014 . [2] mistur l.; spawanie łukowe w osłonach gazowych według wytycznych krajowych i międzynarodowych, kabe, krosno 2010. [3] mizerski j.; spawanie w osłonie gazów metodami mag i mig, rea, warszawa 2013. [4] ambroziak a.; techniki wytwarzania – spawalnictwo, laboratorium, oficyna wydawnicza politechniki wrocławskiej, wrocław 2010. [5] baum l., fichter v., der schutzgasschweiβer, teil ii: mig-/mag schweiβen, dvs, band 12, düsseldorf 1999. [6] kaczmarzyk j.; analiza wydajności stapiania materiałów dodatkowych w metodzie mag. praca inżynierska. promotor: dr inż. robert bęczkowski, częstochowa 2016. [7] katalog lincoln electric. [8] bęczkowski r., gucwa m., wpływ nastawy prądu na zmiany wielkości geometrycznych przekrojów napoin, przegląd spawalnictwa 9/2014. podsumowanie i wnioski analiza wyników pomiarów pól napoin /tablica iii, rys.5/ pozwala określić wpływ natężenia prądu na wielkości przekrojów uzyskiwanych ściegów. zmiana nastawy prądu z 150a do 300a powoduje zwiększenie przekroju ściegu z 11,0 mm2 do 41mm2. co oznacza, że w tym przypadku wzrost jest blisko czterokrotny. wpływ zmian nastaw natężenia prądu może zostać opisany równaniem liniowym postaci y=ax+b i przybrać postać y=0,194x-17,8 z współczynnikiem determinacji na poziomie r2=0,99. w przypadku głębokości wtopienia (tablica iv i rys.6) następuje wraz ze wzrostem nastawy prądu wzrost głębokości wtopienia z 2,3 do 5,8mm, a opisać zmianę można równaniem liniowym y=0,0225x-1,22 z współczynnikiem determinacji na poziomie r2=0,972. analizując wartości uzyskanych mas napoin (tablica v i rys.7) można stwierdzić, iż dwukrotny wzrost natężenia prądu powoduje około czterokrotne zwiększenie wagi, a zmiany można przedstawić za pomocą równania liniowego y=1,52x-138,97 z współczynnikiem determinacji na poziomie r2=0,991. normowanie procesu wytwarzania (spawania lub napawania) jest istotnym procesem decyzyjnym, który może mieć wpływ na egzystencję firm działających w branży spawalniczej. rutyna i niewłaściwe podejście może prowadzić do strat w działalności gospodarczej. artykuł ma na celu uzmysłowienie w jaki sposób bardzo łatwo wpaść w pułapkę przeszacowania lub niedoszacowania czasów wykonania spoin z użyciem metody mag z wykorzystaniem drutu z rdzeniem metalicznym. zwiększając dwukrotnie nastawy prądu spawania możemy uzyskać blisko czterokrotny wzrost wagi uzyskanego ściegu. określając odpowiednie wartości pól przekroju ściegu, adekwatne do zadanych parametrów prądowych pozwalają określić dokładnie liczbę ściegów. znajomość i określenie ilościowych zależności miedzy nastawą, a uzyskaną wydajnością jest przydatne do wykonania wymaganych instrukcji technologicznych procesu. pozwala również oszacować czas wykonania, a co za tym idzie w efekcie końcowym określić koszty spawania lub napawania. wykorzystanie drutów z rdzeniem metalicznym na świecie staje się coraz bardziej powszechne i te materiały dodatkowe zyskują coraz większy udział przy procesie produkcji konstrukcji stalowych. z racji rosnących wymagań kontrahentów oraz idąc za światowymi trendami w polsce widać również rosnącą tendencję zużycia drutów z rdzeniem metalicznym do produkcji przemysłowej jako alternatywa stosowania drutów litych. druty rdzeniowe metaliczne to nie tylko większe wydajności stapiania, ale również inne czynniki takie jak: mniejsza ilość odprysków spawalniczych, co w konsekwencji daje mniejsze nakłady na czyszczenie konstrukcji po spawaniu. czynniki te w dużej mierze wpływają na ekonomikę wykonania konstrukcji stalowych, a konsekwencji na cenę wytwarzanych elementów. ps 11 2017 art 62 przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 trwałość eksploatacyjna złączy spawanych  z nadmierną szerokością spoiny  service life of welded joints with excessive width of the weld mgr inż. janusz czuchryj, mgr inż. sławomir sikora – instytut spawalnictwa w gliwicach. autor korespondencyjny/corresponding author: slawomir.sikora@is.gliwice.pl streszczenie w złączach spawanych z metali dość częstym zjawiskiem jest występowanie niezgodności spawalniczej w postaci nadmiernej szerokości spoiny czołowej, oznaczonej w normie pn-en iso 6520-1 numerem odniesienia 5212. w opracowaniu przedstawiono opis badań mających na celu określenie wpływu tej niezgodności na trwałość eksploatacyjną złączy spawanych. przeanalizowano wyniki otrzymanych badań oraz sformułowano wnioski w zakresie wpływu nadmiernej szerokości lica na trwałość złączy spawanych. słowa kluczowe: trwałość; eksploatacja; złącze; niezgodność abstract in joints welded in steel, a welding imperfection of excessive width of a butt weld, denoted as number 5212 in pn-en iso 6520-1 standard can occur quite frequently. this article presents the description of research aimed at determination of this imperfection impact on service life of welded joints. the results of research have been analysed and conclusions on the influence of the excessive weld width on the service life of welded joints have been drawn. keywords: life; service; joint; imperfection wprowadzenie niezgodności spawalnicze występujące w złączach spawanych z metali sklasyfikowano w pn-en iso 6520-1 przez ich zaszeregowanie do sześciu grup. spośród tych niezgodności liczną grupę stanowią niezgodności dotyczące kształtu i wymiarów wykonywanych połączeń, zaliczone do grupy piątej. w grupie tej występuje, między innymi, często spotykana w praktyce spawalniczej niezgodność w postaci nadmiernej szerokości spoiny czołowej, oznaczona numerem odniesienia 5212 (rys. 1) [1]. janusz czuchryj, sławomir sikora przeglad welding technology review jak wynika z rysunku 1, nadmierna szerokość spoiny jest niezgodnością zewnętrzną, wykrywaną za pomocą badań wizualnych [2,3]. jednak w pn-en iso 5817, zgodnie z wymaganiami której ocenia się jakość złączy spawanych z metali metodą wizualną, wartości granicznych tej niezgodności nie ustalono. zatem nie wpływa ona na ostateczną ocenę połączenia. niemniej należy zauważyć, że geometria spoiny z nadmierną szerokością znacznie różni się od przewidywanej. może to znacząco wpływać na rozkład naprężeń w złączu i obniżać jego przydatność eksploatacyjną. ponadto, ze wzrostem objętości spoiny rośnie prawdopodobieństwo powstania innych, niepożądanych niezgodności spawalniczych. ich oddziaływanie na złącze jest zwykle negatywne. z tego powodu podjęto badania wpływu nadmiernej szerokości spoiny na przydatność eksploatacyjną złączy spawanych. do określenia tego wpływu przyjęto kryterium najostrzejsze z możliwych, a mianowicie kryterium zmęczeniowe. materiały do badań do badań zmęczeniowych dysponowano blachą stalową o grubości 12 mm w gatunku s355j2+n po normalizacji w stanie dostawy. rys. 1. nadmierna szerokość spoiny fig. 1. excessive weld width doi:.http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v89i11 .835 63przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 do spawania stali s355j2+n z wykorzystaniem procesu 135 zastosowano drut w gatunku spg4s (iso 14341 – a:g50 5 m21 4si1) o średnicy 1,2 mm. drut spg4s zapewnia stopiwo o granicy plastyczności zbliżonej do granicy plastyczności materiału podstawowego. jako gaz osłonowy zastosowano typową mieszankę o zawartości 80% argonu i 20% dwutlenku węgla (mieszanka iso 14175 – m21 – arc – 20). kształt, wymiary i wykonanie próbek ze stali s355j2 o grubości 12 mm wykonano 4 złącza próbne ukosowane na y, na podkładce ceramicznej typu ps-52f20, o wymiarach 500 x 500 mm, charakteryzujące się zmienną szerokością lica wykonanych spoin (rys. 2). z każdej płyty próbnej wycięto za pomocą piły taśmowej 3 sztuki elementów, z których za pomocą obróbki mechanicznej skrawaniem wykonano próbki do badań zmęczeniowych. kontrola próbek złącza spawane próbek do badań zmęczeniowych poddano kontroli za pomocą badań wizualnych, penetracyjnych i radiograficznych. badania wizualne złączy próbek przeprowadzono zgodnie z wymaganiami pn-en iso 17637, natomiast ocenę jakości ich wykonania zgodnie z normą pn-en iso 5817. badania nie wykazały pęknięć na badanych powierzchniach. uwzględniając przedmiot badań zmęczeniowych, w sposób szczegółowy przeprowadzono kontrolę wizualną niezgodności spawalniczych w postaci nadmiernej szerokości spoin. wyniki pomiarów szerokości lica wykonanych spoin, wysokości ich nadlewu oraz klasyfikację jakości wykonania zestawiono w tablicy ii. ze względu na występujące niezgodności spawalnicze, wszystkie złącza próbek do badań zmęczeniowych sklasyfikowano na poziomie jakości wykonania „b”. badania penetracyjne złączy spawanych próbek przeprowadzono zgodnie z wymaganiami pn-en iso 3452-1 i oceniono zgodnie z wymaganiami pn-en iso 23277. badania nie wykazały obecności na kontrolowanych powierzchniach ani wskazań liniowych, ani nieliniowych. zgodnie z korelacją podaną w normie pn-en iso 17635 badane złącza sklasyfikowano na poziomie jakości wykonania „b”. tablica i. parametry spawania złączy próbnych ze stali s355j2 o grubości 12 mm table i. welding parameters of the test joints made of s355j2 steel with a thickness of 12 mm rys. 2. złącza próbne ze zmienną szerokością lica spoiny fig. 2. testing joints having variable weld face width rys. 3. kształt i wymiary próbek do badań zmęczeniowych fig. 3. shape and dimensions of the samples for fatigue testing rodzaj złącza parametry i ii iii iv liczba warstw i ściegów 7 7 10 12 natężenie prądu spawania, a 230÷260 208÷251 230÷260 232÷240 napięcie łuku, v 19,8÷26,5 20,0÷26,0 21,0÷27,5 21,0÷27,5 prędkość podawania drutu, m/min 6,5÷7,5 6,5÷7,5 6,5÷7,5 6,5÷7,5 wylot drutu elektrodowego, mm 14÷16 14÷16 14÷16 14÷16 przepływ gazu osłonowego, l/min 12÷14 12÷14 12÷14 12÷14 prędkość spawania, cm/min 20÷55 20÷40 20÷55 20÷50 temperatura międzyściegowa, °c 220 220 220 220 złącza próbne wykonano metodą mag, prądem stałym o biegunowości dodatniej, w pozycji podolnej z wykorzystaniem stanowiska multi surfacer d2 produkcji welding alloys. ilość wykonywanych warstw i ściegów była uwarunkowana szerokością lica wykonywanej spoiny. parametry spawania poszczególnych rodzajów złączy zestawiono w tablicy i. ze złączy próbnych wycięto próbki do badań zmęczeniowych, których kształt i wymiary pokazano na rysunku 3. dla zminimalizowania odkształceń kątowych płyt próbnych zastosowano przeciwodkształcenie polegające na wykorzystaniu podparcia podkładki ceramicznej o wysokości 10 mm. elementy płyt próbnych ustalono względem siebie do spawania za pomocą spoin sczepnych. spoiny sczepne wykonano w obrębie rowka spawalniczego (w miejscu układania spoiny). a) c) b) d) 64 przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 tablica iii. wyniki badań zmęczeniowych doczołowych złączy spawanych ze stali s355j2, o zmiennej szerokości lica spoiny, badanych przy obciążeniu: σmax=225 mpa i σmin=45 mpa table iii. results of fatigue tests of butt welded joints made of s355j2 steel, with variable width of weld face, tested at load: σmax=225 mpa and σmin=45 mpa tablica ii. wyniki pomiarów szerokości lica i wysokości nadlewu spoin czołowych próbek do badań zmęczeniowych table ii. measurements of the face width and padding weld height of the butt joint of samples for fatigue tests jak widać, wyniki badań penetracyjnych złączy próbek potwierdzają wyniki uzyskane za pomocą ich badań wizualnych. badania radiograficzne złączy próbek do badań zmęczeniowych wykonano zgodnie z wymaganiami pn-en iso 5579 oraz zgodnie z wymaganiami normy pn-en iso 17636-1. ocenę jakości złączy na podstawie badań radiograficznych przeprowadzono zgodnie z wymaganiami normy pn-en iso 10675-1. badania radiograficzne wykazały w objętości badanych spoin obecność rozproszonych pęcherzy gazowych, których wymiar graniczny umożliwia sklasyfikowanie połączeń na poziomie akceptacji 1, co z kolei jest tożsame z poziomem jakości ich wykonania „b”. można zatem stwierdzić, że złącza próbek do badań zmęczeniowych, kontrolowane za pomocą badań nieniszczących, charakteryzowały się lp. numer próbki szerokość lica  próbki b, mm wartość średnia b, mm wysokość nadlewu h, mm wartość średnia h, mm poziom jakości wg pn-en   iso 5817 s e r i a  i 1 2 3 1 2 3 19,6; 19,4; 19,4; 19,2; 19,3; 19,3; 19,5; 19,4; 19,4; 19,47 19,27 19,43 2,9; 2,8; 2,9; 2,9; 2,9; 2,9; 2,8; 2,9; 2,9; 2,87 2,90 2,87 b b b s e r i a  ii 4 5 6 1 2 3 27,8; 27,8; 27,8; 27,4; 27,7; 27,4; 27,5; 27,7; 27,8; 27,80 27,50 27,67 2,9; 3,1; 3,2; 3,1; 3,0; 3,1; 3,0; 3,3; 3,4; 3,07 3,07 3,23 b b b s e r i a  iii 7 8 9 1 2 3 40,0; 39,3; 40,0 40,3; 39,5; 40,3; 39,5; 40,0; 39,8; 39,77 40,03 39,77 3,5; 3,6; 3,6; 3,6; 3,7; 3,6; 3,5; 3,6; 3,7; 3,57 3,63 3,60 b b b s e r i a  iv 10 11 12 1 2 3 48,1; 48,3; 48,7; 47,3; 48,4; 48,2; 48,0; 47,4; 47,6; 48,37 47,97 47,67 3,1; 3,3; 3,3; 3,3; 3,0; 3,3; 3,0; 3,3; 3,1; 3,23 3,20 3,13 b b b lp. oznaczenie serii próbek oznaczenie próbki liczba przeniesionych cykli obciążenia, n średnia liczba przeniesionych cykli obciążenia, n uwagi 1 2 3 i 1 2 3 456 939 644 144 468 233 523 105 inicjacja pęknięcia w przejściu grani spoiny do materiału podstawowego. 4 5 6 ii 1 2 3 754 924 894 178 746 988 798 697 inicjacja pęknięcia w przejściu grani spoiny do materiału podstawowego. 7 8 9 iii 1 2 3 312 752 424 613 420 007 385 791 inicjacja pęknięcia w przejściu lica spoiny do materiału podstawowego. 10 11 12 iv 1 2 3 313 214 359 920 316 877 330 004 inicjacja pęknięcia w przejściu lica spoiny do materiału podstawowego. wysoką jakością wykonania, czego dowodem było ich sklasyfikowanie, w każdym przypadku, na poziomie jakości „b” według wymagań normy pn-en iso 5817. przeprowadzone badania i ich wyniki badania zmęczeniowe próbek ze złączami doczołowymi o zmiennej szerokości lica spoiny przeprowadzono na maszynie wytrzymałościowej mts 810 produkcji amerykańskiej, na jednym poziomie naprężenia σmax=225 mpa. do badań przyjęto współczynnik asymetrii obciążenia r=σmin/σmax=+0,2. zatem obciążenie próbek podczas badań wynosiło: σmax=225 mpa, σmin=45 mpa. wyniki badań zmęczeniowych zestawiono w tablicy iii. 65przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 wyniki przeprowadzonych badań poddano analizie statystycznej. w oparciu o rozkład t – studenta [4÷6] wyznaczono, 90% przedziały ufności, w których zawarte są średnie generalne „m” wyników badań oraz 90% przedziały ufności, w których zawarte są poszczególne wyniki „n” badań. granice przedziałów ufności dla średnich generalnych określa się z zależności: n – ζ < m < n + ζ (1) gdzie: n=∑(i=1)ni/n – średnia arytmetyczna próby, ζ=tα•s/ n – dokładność próby, ni – wartości poszczególnych pomiarów, tα – wartość rozkładu t – studenta określona dla liczby stopni swobody k=n-1 i 90% poziomu ufności, s = (1/(n-1)∑(i=1)(n-n)) 2 – odchylenie standardowe, natomiast dla poszczególnych wyników z zależności: n – ζn < n < n + ζn (2) gdzie: ζn = tα•s – dokładność próby. wyniki analizy statystycznej pokazano, w postaci graficznej, na rysunku 4. z analizy tablicy iii i rysunku 4 wynika, że pod względem miejsca inicjacji pęknięcia zmęczeniowego badane złącza spawane można podzielić na dwie grupy. pierwszą stanowią złącza serii i i ii, w których pęknięcie zostało zainicjowane w przejściu grani spoiny do materiału podstawowego (rys. 5). drugą grupę stanowią złącza serii iii i iv, w których inicjacja pęknięcia nastąpiła w przejściu lica spoiny do materiału podstawowego (rys. 6). na tej podstawie można wyciągnąć wniosek, że wyniki badań obu grup złączy należy rozpatrywać oddzielnie jako zupełnie różne zbiory liczb. potwierdzenie tego wniosku można również uzyskać na podstawie analizy rysunku 4. przedziały ufności dla wartości średnich żywotności badanych próbek wzajemnie się nakładają zarówno w przypadku serii próbek i i ii, jak i iii oraz iv. nakładanie się natomiast przedziałów ufności próbek serii i z przedziałami ufności próbek serii iii i iv nie może być brane pod uwagę ze względu na ich przynależność do różnych zbiorów wyników. n n rys. 5. przykład inicjacji pęknięcia zmęczeniowego w przejściu grani spoiny czołowej do materiału podstawowego (próbka nr 3 serii i): a) widok od strony grani, b) widok od strony lica, c) widok przełomu zmęczeniowego fig. 5. an example of fatigue crack initiation in the area of transition of butt joint root into parent material (sample no. 3 of series i): a) from a root side, b) from a face side, c) fatigue fracture rys. 6. przykład inicjacji pęknięcia zmęczeniowego w przejściu lica spoiny czołowej do materiału podstawowego (próbka nr 3 serii iii): a) widok od strony grani, b) widok od strony lica, c) widok przełomu zmęczeniowego fig. 6. an example of fatigue crack initiation in the area of transition of butt joint root into parent material (sample no. 3 of series iii): a) from a root side, b) from a face side, c) fatigue fracture z analizy wartości średnich żywotności badanych serii próbek (tabl. iii, rys. 4) wynika jednoznacznie, że trwałość zmęczeniowa próbek serii i i ii jest wyraźnie wyższa od trwałości zmęczeniowej próbek serii iii i iv. fakt ten spowodowany jest zdecydowaną zmianą geometrii spoiny w jej a) b) c) rys. 4. przedziały ufności dla wartości średnich żywotności i wyników żywotności próbek ze złączami o nadmiernej szerokości spoiny: — – 90% przedział ufności dla wartości średniej; – 90% przedział ufności dla wyników badań; o – wartość średnia fig. 4. confidence intervals for mean value of life and live results of the samples having excessive weld width: — – 90 % confidence interval for mean value; – 90% confidence interval for testing results; o – mean value ↨↨ ↨ liczba cykli nx104 a) b) c) 66 przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 podsumowanie i wnioski  w złączach spawanych odpowiedzialnych konstrukcji stalowych obserwuje się, w niepokojąco wielu przypadkach, obecność niezgodności spawalniczej w postaci nadmiernej szerokości spoiny czołowej. w normie odbiorowej pn-en iso 5817 nie określono wpływu tej niezgodności na jakość wykonanego połączenia, a w związku z tym na jego przydatność eksploatacyjną. z tego powodu podjęto badania zmęczeniowe próbek, umożliwiających wyjaśnienie przedstawionego zagadnienia. wykonane złącza próbne poddano kontroli nieniszczącej, polegającej na przeprowadzeniu badań wizualnych, penetracyjnych i radiograficznych. zarówno badania wizualne, jak i penetracyjne nie wykazały obecności pęknięć na badanych powierzchniach. zgodnie z wymaganiami pn-en iso 5817, złącza sklasyfikowano na poziomie jakości wykonania b. identyczny wynik kontroli uzyskano po przeprowadzeniu badań radiograficznych. na radiogramach zarejestrowano niewielkie pęcherze rozproszone, których liczba i wielkość spełniają wymagania obowiązujące dla poziomu jakości wykonania b. jak widać, wyniki kontroli świadczą o poprawności zastosowanej do spawania złączy próbnych technologii spawania oraz wykazują ich wysoką jakość wykonania. badania zmęczeniowe próbek z nadmierną szerokością spoiny przeprowadzono na jednym poziomie naprężenia σmax=225 mpa i przy tym samym współczynniku asymetrii obciążenia r=+0,2. wyniki badań poddano analizie statystycznej, polegającej na wyznaczeniu 90% przedziałów ufności, w których zawarte są średnie generalne wyników badań oraz 90% przedziały ufności, w których zawarte są poszczególne wyniki badań. wyniki analizy w postaci graficznej pokazano na rysunku 4. z analizy rysunku 4 i tablicy iii wynika, że próbki serii i i ii stanowią jeden zbiór wyników, natomiast próbki serii iii i iv zbiór drugi. ze względu na nakładanie się na siebie przedziałów ufności dla wartości średnich żywotności obu grup próbek należy wnioskować o nieistotności występujących między nimi różnic. w konsekwencji przedstawionych zależności można stwierdzić, że obecność w złączach spawanych niezgodności spawalniczej w postaci nadmiernej szerokości spoiny czołowej powoduje znaczne obniżenie ich trwałości zmęczeniowej. dla badanych złączy spadek ten mieści się w granicach od ok. 26% do ok. 59%. uśredniony spadek wynosi ok. 42,5%. jak widać, jest to spadek zdecydowanie obniżający trwałość zmęczeniową złączy spawanych, a w związku z tym również ich własności eksploatacyjne. z punktu widzenia bezpieczeństwa konstrukcji spawanej jest to zjawisko niedopuszczalne. na podstawie przeprowadzonych badań można sformułować następujące wnioski: 1. złącza spawane z nadmierną szerokością spoiny, przeznaczone do badań zmęczeniowych, charakteryzowały się wysoką jakością wykonania, umożliwiającą ich sklasyfikowanie na poziomie jakości „b” wg wymagań pn-en iso 5817. 2. obecność w złączach spawanych niezgodności spawalniczej w postaci nadmiernej szerokości spoiny czołowej powoduje znaczne obniżenie ich trwałości zmęczeniowej, a w związku z tym własności eksploatacyjnych wykonanych połączeń. 3. dla badanych złączy spadek trwałości zmęczeniowej próbek z nadmierną szerokością spoiny mieści się w zakresie od ok. 26% do ok. 59%; uśredniona wartość tego spadku wynosi ok. 42,5%. 4. z punktu widzenia bezpieczeństwa konstrukcji spawanej podczas jej eksploatacji, obecność niezgodności w postaci nadmiernej szerokości spoiny należy uznać za niedopuszczalną. 5. wyniki przeprowadzonych badań mogą stanowić dodatkowy wskaźnik podczas ustalania kryteriów odbiorowych dla konstrukcji pracujących w warunkach zmiennego stanu obciążenia. przekroju poprzecznym (serie iii i iv) z powodu nadmiernej szerokości spoiny. obecność niezgodności spawalniczej w postaci nadmiernej szerokości spoiny powoduje, że karbem determinującym zainicjowanie, a następnie rozwój pęknięcia zmęczeniowego, jest przejście lica spoiny do materiału podstawowego (rys. 6b). z tego też powodu różnica między wartościami średnimi żywotności próbek serii iii i iv jest niewielka. inaczej przedstawia się problem w przypadku próbek serii i i ii. ich wyższa trwałość zmęczeniowa (w porównaniu do trwałości próbek serii iii i iv) wynika z kompensującego oddziaływania wysokości nadlewu spoiny w płaszczyźnie karbu, jaki stanowi przejście grani do materiału podstawowego, oraz wyższej wytrzymałości stopiwa spoiny w porównaniu do wytrzymałości materiału podstawowego. przy spawaniu techniką wielościegową, efekt ten może być osłabiany wpływem obecnych w licu spoiny „rowków” (nierówności), spowodowanych nakładaniem się poszczególnych ściegów spoiny (rys. 5b). stanowi to również wyjaśnienie znaczącej różnicy między wartościami średnimi żywotności próbek serii i i ii. literatura [1] czuchryj j., papkala h., winiowski a.: niezgodności w złączach spajanych, wydawnictwo instytutu spawalnictwa, gliwice, 2005. [2] czuchryj j., sikora s.: metody i techniki badań nieniszczących złączy spawanych. wydanie i, wydawnictwo instytutu spawalnictwa, gliwice, 2014. [3] czuchryj j., sikora s.: badania wizualne złączy spawanych, wydawnictwo instytutu spawalnictwa, gliwice, 2009. [4] dyląg z., orłoś z.: wytrzymałość zmęczeniowa materiałów, wnt, warszawa, 1962. [5] czerwiński j., iwasiewicz a., peszek z., sikorski a.: metody statystyczne w doświadczalnictwie chemicznym, pwn, warszawa, 1970. [6] praca zbiorowa, poradnik niezawodności. podstawy matematyczne, wpm „wema”, warszawa, 1982. ps 5 2016 www.pdf 93przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 analiza występowania niezgodności spawalniczych   w podstawach wież wiatrowych analysis of occurrence of welding imperfections in the wind offshore project dr inż. robert bęczkowski – politechnika częstochowska. autor korespondencyjny/corresponding author: rbeczkowski@spaw.pcz.pl streszczenie artykuł przedstawia problematykę analizy kontroli jakości przy spawaniu wielkogabarytowych konstrukcji podstaw wież wiatrowych typu offshore. w pracy przedstawiono zagadnienia związane ze statystyką kontroli jakości dla jednego z typów fundamentowania wież wiatrowych. wymagania odbiorowe konstrukcji fundamentu oprócz badań wizualnych i badań magnetyczno-proszkowych zostały uzupełnione wymaganiami badań ultradźwiękowych po realizacji montażu wielkogabarytowych elementów konstrukcji morskich wież wiatrowych. praca zawiera analizę występowania niezgodności spawalniczych zaobserwowanych na 7 elementach ważących po 500 ton podstaw wież wiatrowych. analizę przeprowadzono dla niezgodności wykrytych metodą ultradźwiękową po wykonaniu blisko 5 kilometrów spoin zrealizowanych na jednym z projektów zlokalizowanym na morzu północnym u wybrzeży niemiec. słowa  kluczowe: niezgodności; offshore, mag; energia wiatrowa abstract the article presents the analysis of the problems of quality control in welding large structures of the towers foundations of offshore wind. the paper presents issues related to statistical quality control for one type of foundation wind towers. requirements of construction of the foundation should be checked by visual and magnetic testing and ultrasonic testing after the execution of the assembly of large structural elements of marine wind towers. the paper contains an analysis of the occurrence of imperfections observed at 7 elements, which every is 500 tons heavy. the analysis was carried out for welding imperfection detected by ultrasonic testing after nearly five kilometers joints completed in one of the projects located in the north sea coast of germany. keywords: imperfections; offshore, mag; wind energy wstęp w obecnej chwili farmy wiatrowe budowane są w strefie brzegowej o głębokości wody do 50 metrów o projektowanych mocach pojedynczej jednostki do 5 mw, co przy zainstalowaniu parku 80 sztuk takich instalacji daje moc 400 mw. trwają również prace nad zwiększeniem mocy generatora ponad zainstalowane dotychczas 5mw. w planach niemieckiego rządu zakładana jest budowa na morzu północnym i bałtyckim około 40 tzw. farm wiatrowych, które razem mają mieć zdolność generować moc w założeniach projektowych około 12000 mw. określa się, że energii elektrycznej wyprodukowanej z siły wiatru ma wystarczyć dla jednej czwartej niemieckich gospodarstw domowych. instalacja wież wiatrowych na morzu umożliwia uzyskanie pełnej mocy generatora, gdyż wiatr morski wieje o wiele silniej niż na lądzie. dlatego turbiny wiatraków mogą pracować przez 7500 godzin rocznie, dla porównania na lądzie wiatr wieje jedynie maksymalnie do 3000 godzin. jedna morska farma wiatrowa (w polsce 300 mw) może wyprodukować tyle prądu, ile dwie-trzy lądowe farmy wiatrowe tej samej mocy. współczynnik efektywność pracy wynosi od robert bęczkowski 36 do 50 %. w 2008 roku określono, iż energetyka wiatrowa odpowiada za 2,5% wytworzonej energii na świecie, a niektóre kraje jak dania osiągają do 30 % energii ze źródeł odnawialnych. inwestycje w „zieloną energię” wymuszają regulacje unijne, które wymagają aby do 2020 roku – 20 % energii powinno być wytworzone z odnawialnych źródeł. zastosowanie nowoczesnych rozwiązań i wykorzystanie energii wiatru na morzu pozwala na uzyskanie mocy do 5 mw, a w przyszłości planowany jest wzrost mocy generatora nawet o 40-100 % do wielkości 8-10 mw [1÷6]. fundamenty wież wiatrowych fundament jest podstawą do budowy wieży elektrowni wiatrowej typu offshore i może mieć różne warianty konstrukcyjne, które zostały przedstawione na rysunkach 1÷3. fundamenty wież wiatrowych dla uporządkowania zostały określone jako: monopile (rys.1a), triod (rys.1b), jacket(rys.1c), compilant (rys.1d), barge floater (rys.1e), tension leg platform (rys.1f), span floater structure (rys.1f). przeglad welding technology review 94 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 rys. 1. fundamenty wież wiatrowych fig. 1. the foundations of wind towers na rysunku 2 przestawiono fundamenty typu: a) gravity base structures, b) monopile, c) tripod, d) tripod support structure. na rysunku 3 przedstawiono analizowaną konstrukcję podczas montażu z użyciem specjalnej barki montażowej [1÷5]. rys. 2. betonowe i stalowe fundamenty wież wiatrowych fig. 2. concrete and steel of the foundations of wind towers rys. 3. podstawa wieży wiatrowej typu triple fig. 3. the foundations of wind towers of the type triple podstawy typu tripile analizie zostanie poddana konstrukcja podstawy typu tripile zbudowana modułowo z kilku elementów umożliwiających transport zarówno morski jak i samochodowy. dostarczone do montażu ostatecznego moduły o wadze dochodzącej do 80 ton, umieszczane są na specjalnej platformie, gdzie są ustawiane z wykorzystaniem zaawansowanych technik geodezyjnych z wykorzystaniem sygnału satelitarnego celem zapewnienia wysokiej powtarzalności produkcji szczególnie rozstawu poszczególnych elementów łączących. do montażu wykorzystano halę montażową wyposażoną w dwa specjalne dźwigi bramowe o udźwigu 300 ton, dający możliwość wykonania transportu tandemowego przy zastosowaniu specjalnej trawersy transportowej. takie połączenie daje możliwość przenoszenia zmontowanej podstawy o masie blisko 500 ton. główny podział (rys.4) tripile`a opiera się o rurę centralną (1), do której są montowane trzy łączniki (2). tak złożony i uzbrojony element ustawia się na trzech palach (3), następnie uzbraja się w elementy usztywniające wewnętrzne i zewnętrzne oraz osprzęt (4,5). masa każdego z głównych elementów wynosi około 60-80 ton. podział konstrukcji pokazano na rysunku 4 [2]. rys. 4. podział konstrukcji fig. 4. the division of construction ze względu na różne obciążenia elementów konstrukcyjnych elementy wykonywano ze stali różnych gatunków (s235, s355 oraz s420). przedział grubości zastosowanych materiałów zawarty jest w przedziale od 10 do 80 mm. grubość elementów nośnych mieści się w zakresie 50-70 mm, użebrowań wewnętrznych 10-20 mm, użebrowań zewnętrznych 30-80 mm. celem zabezpieczenia materiałów przed niekorzystnymi zmianami strukturalnymi wynikających z dużych szybkości stygnięcia oraz trudności z wykonaniem warstw przetopowych (miedzy innymi ze względu na znaczne usztywnienia konstrukcji) zastosowano podgrzewanie wstępne. do podgrzewania konstrukcji wykorzystano nagrzewnice indukcyjne z zastosowaniem elastycznych elementów grzejnych. zastosowanie indukcyjnych nagrzewnic pozwoliło na precyzyjne zadanie temperatury wstępnego podgrzewania oraz kontrolowaniu przebiegu procedury grzewczej tj. utrzymanie temperatury przez cały czas trwania procesu spawania oraz precyzyjnym studzeniem po spawaniu z zadaną prędkością. w przypadku niedotrzymania warunków przygotowania procesu spawania, pojawiały się na powierzchni wskazania niezgodności w procesie kontroli z zastosowaniem badań magnetyczno-proszkowych (rys. 5) lub powodowały pękanie warstw przetopowych w wyniku zwiększonej szybkości odbioru ciepła [7,8]. stosowane materiały spawalnicze w budowie elementów wież wiatrowych powinny zapewniać połączenie spawane o żądanej jakości gwarantujące udarność w obniżonej temperaturze. wykorzystano do łączenia elementów spawanie półautomatyczne w osłonie gazowej m21 według pn en iso 14175 95przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 (ar/co2 75%/25%), natężenie przepływu gazu osłonowego 1518 l/min. jako materiałów dodatkowych użyto drutu z rdzeniem rutylowym (136) o oznaczeniu t 50 6 1 ni p m1 h5 wykorzystanym do spawania warstw graniowych w pozycjach pa, pc, pe oraz drutu z rdzeniem metalicznym (138) o oznaczeniu t 50 4 z m m1 h5 do spawania w pozycjach pf, którym wykonywano ścieg graniowy i wypełnienie rowka oraz dla pozycji pa, pc, pe do wypełniania rowka [9,10]. w celu ułatwienia procesu spawania i zwiększenia wydajności zastosowano podkładki ceramiczne. w zależności od dostępności miejsca spawania stosowano podkładki: okrągłe, płaskie, jak i trójkątne w przypadku większych szczelin. generalną zasadą doboru i stosowania podkładek ceramicznych jest wielkość szczeliny wynikająca z gabarytów zewnętrznych elementów oraz możliwość właściwego przygotowania przez szlifowanie, frezowanie, czy żłobienie elektrodą węglową brzegów elementów do spawania kolejnych warstw. do montażu przygotowano żebra montujące i ustalające wykonane przy wykorzystaniu technik laserowych. takie przygotowanie w znaczny sposób skraca proces montażu elementów zarówno na etapie wstępnego przygotowania jak i ostatecznego uzbrajania podstawy. rys. 5. proces kontroli niezgodności powierzchniowych fig. 5. process control welding imperfection on the surface kontrola jakości kontrolę jakości spoin prowadzono wykorzystaniem laboratorium spawalniczego posiadającego uprawnienia zgodnie z pn en iso 17025 w zakresie badań wizualnych, magnetyczno-proszkowych i ultradźwiękowych. [11] analizie poddano proces kontroli metodą ultradźwiękową spoin czołowych około 700 metrów bieżących spoin wykonywanych na etapie końcowego montażu elementów. kontrola obejmowała 100% połączeń i każdorazowo było identyfikowane zarówno miejsce, jak i spawacz lub spawacze wykonujący dane połączenie poprzez podanie informacji o numerze projektu, części, pozycji łączonych, daty zgłoszenia do odbioru i ewentualne dane o niezgodnościach takich jak: odległość od punktu bazowego, głębokość i długość niezgodności oraz numer identyfikacyjny spawacza wraz oceną ostateczną odbioru. na podstawie zebranych danych z protokołów badań ultradźwiękowych z wykonania blisko 5 kilometrów spoin można stwierdzić, iż wykonano 105 metrów długości niezgodności zidentyfikowanych w spoinach czołowych na wszystkich analizowanych elementach. długość poprawek daje średnio 2,01% korekt złącz spawanych w odniesieniu do całkowitej długości spoin (5000 m). wskaźnik korekt potwierdza, iż cel jakościowy założony na początku procesu wytwarzania na poziomie 3% i zweryfikowany do 2% w trakcie nabierania doświadczenia (średniorocznie 2,5%) został zrealizowany. w odniesieniu do jednego pięćset tonowego fundamentu wytwarzanego na końcowym etapie montażu średnio na elemencie zidentyfikowano 32 niezgodności, w tym 17 niezgodności dotyczyło spawania w pozycji pf, 9 niegodności w pozycji pc i 6 poprawek w pozycji pa/pe. analizę prowadzono z podziałem na pozycje pa/pe, pc, pf. pozycja pa/pe wynikała z rozwiązań występujących na projekcie, gdzie część prac była wykonywana w pozycji pa i pe. procentowo za najwięcej poprawek odpowiada pozycja pf, która generowała aż 52% wszystkich niezgodności, w dalszej kolejności pc oraz łącznie pa/pe. szczegółowe wyniki zawiera tablica i. w tablicy ii zawarto analizę długości niezgodności i określono procentowo udział występowania w zależności od pozycji spawania. pozycja spawania pa/pe pc pf ilość niezgodności   /szt./ 6 9 17 procent   niezgodności   /%/ 18,75 28,125 53,125 tablica i. udział procentowy niezgodności w projekcie table i. the share of the percentage of welding imperfection in the project pozycja spawania pa/pe pc pf długość   niezgodności  /mm/ 2010 7785 5125 procent   niezgodności   /%/ 13,47 52,18 34,35 tablica ii. udział długości niezgodności w projekcie table  ii. the share of the length of welding imperfection in the project z analizy danych z tablic i i ii można wyciągnąć wnioski, iż pozycja pf generuje największą ilość niezgodności, a ich średnia długość wynosi 301 mm. w przypadku połączonych pozycji pa/pe niezgodności jest najmniej ilościowo, a średnia długość niezgodności wynosi 335 mm, ale już w przypadku spawania w pozycji pc pomimo 9 zidentyfikowanych niezgodności to średnia długość niezgodności wynosi aż 865 mm, blisko 3 razy więcej niż w przypadku pozostałych pozycji. jednakże na wielkość tego wskaźnika wpływa każdorazowo proces wykonania trzech obwodów o średnicy 3000 mm i grubości materiału 70 mm, co jest procesem żmudnym dla spawacza. zjawisko to zostało zaobserwowane w projekcie i podjęto próby mechanizacji wykonania tego połączenia. poddając analizie częstotliwość oraz miejsc występowania niezgodności istnieje możliwość sprawnego zarządzania procesem montażu i spawania. informacje dostarczane z procesu kontroli pozwalają na szybką interwencję służb technicznych w celu znalezienia optymalnych rozwiązań. 96 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 podsumowanie kontrolowanie i analiza wyników badań pozwala na szybkie reagowanie na problemy wynikające z prac w wymuszonych pozycjach. odpowiednie warunki przygotowania złączy oraz zachowanie odpowiedniej kolejności spawania minimalizują straty czasu na trudne szlifowanie lub wycinanie złącz. stosowanie procesu samokontroli z wykorzystaniem badań penetracyjnych szczególnie warstw przetopowych minimalizuje ilość napraw, co jest szczególnie istotne przy elementach, których grubość dochodzi do 80 mm. w przypadku grubych elementów nie długość niezgodności jest istotna, lecz ich ilość. każdorazowo niezgodność wymusza działanie naprawcze z zachowaniem zasady, iż należy zrobić odpowiednie wprowadzenie do usunięcia niezgodności oraz wyjście. w przypadku krótkich niezgodności potrafi to zwielokrotnić długość naprawianą. powoduje to wydłużenie czasu i kosztu przygotowania elementów do spawania w tym przypadku konieczności ponownego nagrzania przygotowanego złącza do osiągnięcia minimalnej temperatury wstępnego podgrzewania. założona polityka jakościowa determinująca określone poziomy napraw wymaga pełnego zaangażowania zarówno na etapie przygotowania elementów do spawania jak i wykonawstwa. świadomość problemów, jakie mogą wystąpić i sposób reakcji na powstałe problemy zmniejsza ilość napraw, a co za tym idzie zwiększa zdolności wytwórcze poprawiając efektywność prac. literatura [1] m.karimirad; offshore energy structures, springer 2014, doi: 10.1007/9783-319-12175-8. [2] www.bard-offshore.de -z dnia 21.03.2016. [3] www.eewspc.com -z dnia 21.03.2016. [4] http://www.upwind.euz dnia 20.03.2016. [5] http://www.offshorewindenergy.org -z dnia 20.03.2016. [6] http://cleantechnica.com dnia 21.03.2016. [7] g. rogalski, j. łabanowski, d. fydrych, j. tomkow; bead-on-plate welding on s235jr steel by underwater local dry chamber process, polish maritime research 2(82) 2014 vol 21; pp. 58-64 doi: 10.2478/pomr2014-0020. [8] g. rogalski, j. łabanowski, d. fydrych,j. ; weldability of high strength steels in wet welding conditions, polish maritime research 2(78) 2013 vol 20; pp. 67-73; doi:10.2478/pomr-2013-0018. [9] katalogi materiałów spawalniczych firmy drahtzug stein. [10] pn-en iso 14175:2009 materiały dodatkowe do spawania -gazy i mieszaniny gazów do spawania i procesów pokrewnych. [11] pn-en iso/iec 17025:2005; ogólne wymagania dotyczące kompetencji laboratoriów badawczych i wzorcujących. 201412_pspaw.pdf 34 przegląd spawalnictwa vol. 86 12/2014 jacek słania paweł wilk dr hab. inż. jacek słania, prof. p.cz – politechnika częstochowska, mgr inż. paweł wilk – logiterm koszęcin autor korespondencyjny/corresponding author: jacek_slania@poczta.onet.pll wstęp szczelność układu doprowadzającego mieszankę gazu osłonowego przy każdej metodzie spawania jest bardzo istotnym czynnikiem, który niejednokrotnie warunkuje wykonanie poprawnego złącza spawanego. wszelkiego rodzaju nieszczelności mogą powodować pojawienie się w spoinie niezgodności spawalniczych, przykładowo pęcherzy lub porów. zazwyczaj ich obecność wymusza przeprowadzenie napraw w tych miejscach, co wiąże się z dodatkowymi kosztami, które zawsze należy postrzegać jako stratę. występowanie niezgodności mogą mieć negatywny wpływ na wytrzymałość danych elementów zarówno podczas montażu jak również w czasie późniejszej eksploatacji. ważną kwestią zatem jest przeprowadzenie badań nieniszczących, dzięki którym istnieje możliwość wykrycia niezgodności znajdujących się w złączu spawanym [1]. przeprowadzone badanie miało na celu sprawdzenie czy dysze gazowe w jakimkolwiek stopniu oddziałują na zmniejszenie szczelności połączenia korpus uchwytu dysza. streszczenie w artykule przedstawiono zależność pomiędzy dyszą gazową, a korpusem uchwytu spawalniczego stosowanego w metodzie mag. omówiono problemy, które pojawiają się podczas usuwania odprysków z końcówki dyszy. nieodpowiednie jej dopasowanie, pojawianie się nieszczelności (straty mieszanki gazowej) czy w konsekwencji powstawanie niezgodności spawalniczych w spoinie to najważniejsze z nich. przeprowadzono i opisano badania mające na celu ukazanie przyczyn i skutków takiego stanu rzeczy wraz z określeniem, ubytków w skali dwóch miesięcy. słowa kluczowe: spawanie, uchwyt spawalniczy, osłona gazowa abstract in the above article a relationship between a gas nozzle, and a body of a welding holder used in the mag method is presented. the problems which occur during a removal of chips from the end of the nozzle are described. the key problems are as follows: improper adjustment of the nozzle, appearance of a leakage (loss of a gaseous mixture) or an occurrence of welding discrepancies in the welds. tests were made and described to show the causes and results of the above problems with an assessment of the losses within two months. keywords: welding, welding holder, gas shroud naturalne zużycie korpusu uchwytu spawalniczego stosowanego w metodzie 135 analiza przyczyn i skutki a natural usage of a body of a welding holder used in 135 method an analysis of causes and results 35przegląd spawalnictwa vol. 86  12/2014 rys. 1. rotametr mobilny, służący do pomiaru orientacyjnej ilości mieszanki gazowej fig. 1. a mobile rotameter used to measure an approximate amount of a gaseous mixture przed rozpoczęciem działań (opisanych niżej) sprawdzono szczelność układu od rotametru do początku uchwytu spawalniczego, w celu wyeliminowania możliwości popełnienia błędów w odczycie przepływu mieszanki ochronnej do dyszy gazowej. skontrolowano również przewód, czy nie występują nieszczelności wewnętrzne, które mogą być efektem przecięcia, przetopienia się odprysków lub nadtopienia kabla przez niekontrolowane przyłożenie go do gorącej spoiny. pomiarów dokonano przy użyciu przenośnego rotametru (rys. 1). należy wspomnieć, iż otrzymane wyniki są zatem orientacyjne i mają na celu przedstawienie rzeczywistego problemu jakim jest powstawanie nieszczelności i straty mieszanki gazowej. poniższy rysunek 2 przedstawia uchwyt wraz z dyszą gazową. nowy, charakteryzuje się zachowaniem absolutnej szczelności miejsca styku dyszy gazowej z korpusem, na który jest zakładana. ma ono ogromne znaczenie jeśli chodzi o ewentualny upływ mieszanki gazowej. rys. 2. uchwyt do spawania metoda mag (135) fig. 2. a welding holder used in mag (135) method dysza gazowa jest elementem, który z racji swojej funkcji znajduje się najbliżej jeziorka spawalniczego. takie usytuowanie powoduje, że jest bardzo narażona na działanie temperatury (dlatego najczęściej wykonana jest z miedzi). odpryski przyklejające się do końcówki dyszy mają negatywny wpływ na wylot mieszanki gazowej. powodują turbulentny przepływ gazu, co stwarza możliwość do zasysania powietrza znajdującego się w pobliżu, które z kolei przedostaje się do spoiny [2]. jednym słowem ochrona jeziorka w tym przypadku jest zagrożona. aby temu zapobiec spawacz podczas pracy jest zmuszony do częstego oczyszczania dyszy. w takim przypadku jego obowiązkiem jest ściągnięcie jej (najczęściej przez wykonanie części obrotu wraz z pociągnięciem i usunięcie ich za pomocą kawałka pręta. po tym zabiegu ponownie ją zakłada wykonując pewną cześć obrotu z wciśnięciem. stosowane powszechnie spraye przeciw odpryskowe lub pasty pozwalają zmniejszyć częstotliwość czyszczenia dysz gazowych (utrudniają przywieranie odprysków) lecz mimo to pewna ich ilość osadza się na dyszy. na rysunku 3 przedstawiono dyszę gazową oraz jej przekrój. wykonano ją z jednego elementu, który jest celowo nacięty żeby umożliwić (ułatwić) ściągnięcie jej z palnika. aby zapobiec samoczynnemu zsuwaniu się dyszy zastosowano pierścień ściskający. pełni on bardzo ważną rolę, a mianowicie ściska ją w miejscu nacięć dzięki czemu zapobiega zsunięciu z korpusu uchwytu. średnica otworu waha się najczęściej od około 19,4 do 19,8 mm. a) b) rys. 3. dysza gazowa: a) widok z boku, b) przekrój fig. 3. a gas nozzle: a) a side view, b) a cross section rys. 4. miejsca pomiarów poszczególnych średnic wewnętrznych fig. 4. areas of measurements of specific inner diameters 36 przegląd spawalnictwa vol. 86 12/2014 proces nacinania rowków na dyszy powoduje powstawanie ostrych krawędzi. są to mniejsze lub większe zadziory, które stanowią główną przyczynę zużywania się uchwytu. dodatkowym problemem jest brak okrągłości ponacinanej części dyszy. taka sytuacja powoduje, iż w pewnych miejscach istnieje dużo większy nacisk na korpus niż w innych, a tym samym ścieranie jest bardziej intensywne. w celu sprawdzenia okrągłości otworu, przeprowadzono pomiar pięciu dysz w trzech miejscach na średnicy, tak jak przedstawiono na rysunku 4, a wyniki umieszczono w tablicy 1. podczas 8 godzinnego dnia pracy spawacz przeciętnie zdejmuje dyszę gazową około 35 razy (łącznie 70 ruchów – ściąga i zakłada) daje to w ciągu tygodnia 175 (łącznie 350), a w ciągu miesiąca około 950 (łącznie 1900) ruchów. oczywiście częstotliwość usuwania odprysków jest uzależniona od wielu czynników, m.in. stosowanych parametrów pracy – rodzaj i grubość spawanych elementów, umiejętności i doświadczenia spawacza czy stosowania pasty lub środków anty odpryskowych. aby określić przybliżoną liczbę, dokonano sondy na pięciu spawaczach, której wyniki przedstawiono w tablicy ii. należy zaznaczyć, że jest praktycznie niemożliwe ściągnięcie osiowe dyszy gazowej, w jednym prostym ruchu. w celu zdjęcia należy przekręcać ją w lewo, prawo lub w jedną stronę, dodatkowo próbując wykonać ruch w osi. każdy taki zabieg powoduje dysza gazowa lp. miejsce pomiaru mm max różnica mm a b c 1 19,66 19,50 19,54 0,16 2 19,58 19,40 19,60 0,18 3 19,48 19,20 19,62 0,42 4 19,52 19,74 19,64 0,22 5 19,62 19,66 19,82 0,20 tablica i. pomiary średnic wewnętrznych pięciu dysz gazowych table i. measurements of inner diameters of five gas nozzles rysowanie powierzchni korpusu przez wspomniane nierówności dyszy. zużycie ścierne, które wówczas występuje można podzielić na mikroskrawanie i bruzdowanie. pierwsze z wymienionych ma charakter szybkiego zużywania, gdyż powoduje usunięcie materiału bezpośrednio po jednym przejściu elementu ściernego. drugi rodzaj natomiast odnosi się do wolniejszego oddziaływania i wiąże się z powstaniem odkształcenia plastycznego. różnica pomiędzy nimi dotyczy tzw. kąta spływu wióra, czyli im większy kąt (ostra krawędź), tym obserwuje się wzrost zużycia ściernego [3]. z powyższej tablicy wynika, iż spawacze czyszczą dysze z różną częstotliwością a rekordzista w ciągu jednego miesiąca wykona tę operację ponad tysiąc razy. co ciekawe, jest to czynność tak powtarzalna, że mało który spawacz zastanawia się nad liczbą wykonanych ruchów. tablica ii. sonda dotycząca liczby zdejmowania dysz gazowych table ii. a sampling probe used to remove a number of gas nozzles spawacz liczba zdjęcia dyszy gazowej w ciągu: 1 h łącznie z nałożeniem 1h 8h / 1 dnia 40 h /1 tygodnia 176 h / 1 miesiąca 1 4 8 32 / 64 160 / 320 704 / 1 408 2 3 6 24 / 48 120 / 240 528 / 1 056 3 5 10 40 / 80 200 / 400 880 / 1 760 4 4 8 32 / 64 160 / 320 704 / 1 408 5 6 12 38 / 96 240 / 480 1066 / 2 112 średnia 4,4 8,8 35 / 70 176 / 352 950 / 1 900 37przegląd spawalnictwa vol. 86  12/2014 analiza uchwytów – pomiar średnic poniżej przedstawiono palnik korpus uchwytu wraz z zaznaczeniem miejsc, w których były dokonywane pomiary średnic z dokładnością do 0,05mm (rys. 5). rys. 5. miejsca i oznaczenie średnic, w których dokonywano pomiarów fig. 5. areas and a description of diameters in which the measurements were made rysunek 6 ukazuje zdjęcia nieszczelności połączenia dysza korpus. w celu właściwego zilustrowania zjawiska, uchwyt włożono do pojemnika z wodą. rysunek a) ilustruje panik po czterech tygodniach pracy. widoczny jest znaczny upływ mieszanki gazowej przez nacięcia w dyszy. rys b) natomiast przedstawia nowy uchwyt, ze 100 procentową szczelnością połączenia. a) b) rys. 6. uchwyty: a) po cztero tygodniowej pracy – znaczne nieszczelności, b) nowy – brak nieszczelności fig. 6. holders: a) after 4 days operationconsiderable leakage, b) a new one – lack of leakage na rysunku 7 zobrazowano uchwyt po 1 miesięcznej pracy. widoczne są dwa miejsca, z których wydobywa się gaz. mniejsze to około 4 litrów/min (nacięcia), większe około 11 litrów/min. z kolei na rysunku 8 uwidoczniono wypływ mieszanki przy nowym uchwycie. rys. 7. nieszczelność uchwytu po czterotygodniowej pracy, widoczne są dwa miejsca wypływu gazu, mniejsze strata około 4l/min i większe – prawidłowe miejsce wylotu mieszankiokoło 11 l fig. 7. a 4-day-operation leakage of the holder, there are two areas of a gas outflow, smaller – a loss of about 4 l/min, and bigger – a proper area of an outflow of a mixture – about 11 l poniżej w tablicach iii i iv, przedstawiono wynik badania (pomiarów średnic – w 5 miejscach) dwóch nowych uchwytów podczas użytkowania. pomiarów dokonywano w odstępach co pięć dni roboczych. przeprowadzone badania dowiodły, iż każdy dzień powoduje zwiększenie utraty gazu. aby ułatwić dokonywanie obliczenia przyjęto, że wynik nieszczelności na cały drugi tydzień, ma wartość z ostatniego dnia tygodnia poprzedniego itd. rys. 8. strumień mieszanki gazowej w nowym uchwycie fig. 8. a stream of a gaseous mixture in the new holder 38 przegląd spawalnictwa vol. 86 12/2014 okres pomiaru miejsce pomiaru wg rysunku 5 strata l/mina b c d e nowy 20,00 20,15 20,25 20,40 20,50 brak po 5 dniach 19,90 19,95 20,05 20,35 20,50 1,5 po 10 dniach 19,80 19,90 20,00 20,25 20,50 2,5 po 15 dniach 19,70 19,8 19,95 20,15 20,45 3,5 po 20 dniach 19,60 19,75 19,80 20,05 20,45 4 ubytek max 0,40 0,40 0,45 0,35 0,05 4 po 30 dniach 19,55 19,70 19,80 20,05 20,40 5,5 po 40 dnia 19,50 19,65 19,75 19,90 20,30 8 ubytek 0,50 0,50 0,50 0,50 0,20 8 tablica iii. pomiar naturalnego zużycia korpusu uchwytu spawalniczego 1 table iii. a measurement of a natural use of the body of a welding holder 1 okres pomiaru miejsce pomiaru wg rysunku 5 strata max a b c d e nowy 20,00 20,15 20,25 20,40 20,50 brak po 5 dniach 19,95 20,00 20,20 20,30 20,50 1 po 10 dniach 19,75 19,80 20,10 20,25 20,50 2,5 po 15 dniach 19,60 19,75 20,00 20,15 20,50 3,5 po 20 dniach 19,55 19,70 19,90 20,10 20,45 4,5 ubytek 0,45 0,45 0,35 0,30 0,05 4,5 po 30 dniach 19,50 19,65 19,80 19,90 20,30 6,5 po 40 dniach 19,45 19,55 19,65 19,75 20,15 8,5 ubytek max 0,55 0,60 0,60 0,65 0,35 8,5 tablica iv. pomiar naturalnego zużycia korpusu uchwytu spawalniczego 2 table iv. a measurement of a natural use of the body of a welding holder 2 powyższe tablice, ujawniają następujące z tygodnia na tydzień zużycie uchwytów. jak widać w tablicy powyżej brak jest symetrycznego ścierania korpusów. powstaje delikatny stożek, który w trakcie nasadzania dyszy uniemożliwia szczelne połączenie między tymi dwoma elementami. badania zakończono po 2 miesięcznym okresie zbierania danych, ponieważ ilość traconego gazu dochodziła do niewyobrażalnej wartości i dalsze pomiary nie miały merytorycznego sensu. okres pomiaru miejsce pomiaru wg rysunku 5 strata gazu a b c d e nowy 20,00 20,15 20,25 20,40 20,50 – po 5 dniach 20,00 20,10 20,25 20,35 20,50 pomijalna po 10 dniach 19,95 20,10 20,20 20,35 20,45 1 po 15 dniach 19,95 20,05 20,15 20,30 20,40 1,5 po 20 dniach 19,90 20,00 20,10 20,20 20,40 2 ubytek 0,1 0,15 0,15 0,2 0,1 2 tablica iii. pomiar naturalnego zużycia korpusu uchwytu spawalniczego 1 table iii. a measurement of a natural use of the body of a welding holder 1 widok nowej oraz dwóch zużytych (wytartych) końcówek korpusów przedstawiono na rys. 9. różnice zauważalne są gołym okiem. po przeanalizowaniu powyższej tablicy można dojść do wniosku, iż usunięcie zadziorów, nierówności i ostrych krawędzi w nowych dyszach gazowych zapobiega szybkiemu ścieraniu się go. nie jest to może komfortowe rozwiązanie, ale daje duże możliwości jeśli chodzi o zmniejszenie strat gazu. na poniższych wykresach (rys. 10÷15) znajduje się zestawienie jedno miesięcznego zużywania zestawu 39przegląd spawalnictwa vol. 86  12/2014 rys. 9. uchwyty stosowane w metodzie mag fig. 9. holders used in the mag method uchwyt – dysza. porównano dwa systemy; bez żadnych operacji wstępnych – tradycyjny; i z usunięciem wspomnianych nieprawidłowości – zmodyfikowany (obejmując usuwanie zadziorów i szlifowanie). rys. 10. porównanie zużycia – średnica a fig. 10. a comparison of the usage – a diameter a rys. 11. porównanie zużycia – średnica b fig. 11. a comparison of the usage – a diameter b rys. 12. porównanie zużycia – średnica c i d fig. 12. a comparison of the usage – a diameter c and d rys. 13. porównanie zużycia – średnica b i d fig. 13. a comparison of the usage – a diameter b and d rys. 14. porównanie zużycia – średnica e fig. 14. a comparison of the usage – a diameter e rys. 15. porównanie strat mieszanki gazowej fig. 15. a comparison of a loss of a gaseous mixture 40 przegląd spawalnictwa vol. 86 12/2014 powyższe wykresy uwidaczniają skalę problemu, jednocześnie można zauważyć, iż właściwe dopasowanie dyszy gazowej daje wiele korzyści. straty mieszanki gazowej w przeliczeniu na godziny pracy scharakteryzowano w tablicy vi. przyjęto, iż zużycie mieszanki gazowej wynosi 15l/min. z powyższej tablicy wynika, iż w przypadku jedno zmianowej pracy, w skali miesiąca dochodzi do utraty 13 650 litrów gazu, natomiast w okresie dwu miesięcznym wartość ta rośnie do 64 050 litrów mieszanki. przeprowadzono także doświadczenie mające na celu dokonanie analizy czy istnieje możliwość odpowiedniego oczyszczenia dyszy gazowej z odprysków, bez jej sciągania. w takiej sytuacji przeszkadza drut elektrodowy, końcówka prądowa a nawet dyfuzor. niewielki otwór dyszy gazowej uniemożliwia prawidłowe manewrowanie narzędziem. czas pomiaru tydzień strata l/min czas spawania /dzień w min ilości l ilość utraconych min zużycie gazu przy szczelnej instalacji/ dzień zużycie gazu strata/dzień różnica strata / tydzień 0-1 brak 420 6 300 0 0 0 0 1-2 1 420 6 300 420 5 880 2 100 140 2-3 2,5 420 6 300 1 050 5 250 5 250 350 3-4 3,5 420 6 300 1 260 5 040 6 300 420 4-5 4,5 420 6 300 1 890 4 410 9 450 630 5-6 5,5* 420 6 300 2 310 3 990 11 550 770 6-7 6,5 420 6 300 2 730 3 570 13 650 910 7-8 7,5* 420 6 300 3 150 3 150 15 750 1 050 strata 1 miesięczna 13 650 910 – ok. 15 h * przyjęta nieszczelność mieszanki gazowej strata 2 mie-sięczna 64 050 4 270 – ok. 71 h tablica vi. przeliczenie strat na minuty i godziny spawania table vi. converting losses into minutes and hours of welding literatura [1] czuchryj j., papkala h., winiowski a.: niezgodności w złączach spajanych. instytut spawalnictwa, gliwice, 2005 r. [2] ferenc k., ferenc j.: spawalnicze gazy osłonowe. wydawnictwa naukowo – techniczne, warszawa, 2005 r. [3] blicharski m.: inżynieria powierzchni. wydawnictwa naukowo – techniczne, warszawa, 2009 r. podsumowanie oprócz wielu czynników utrudniających spawaczowi wykonanie prawidłowej spoiny (wolnej od niezgodności) dochodzi jeszcze naturalna utrata mieszanki gazowej. proces oczyszczania wnętrza dyszy gazowej z przyklejających się tam odprysków powoduje zużywanie korpusu palnika, co z kolei oprócz powstałych nieszczelności i utraty gazu wymusza wymianę palników na nowe. prostym sposobem na ograniczenie procesów trybologicznych zachodzących w omawianych przypadkach, jest wyeliminowanie wszystkich ostrych krawędzi i nierówności z wnętrza dyszy. zabiegi te pozwolą na wydłużenie żywotności uchwytów nawet dwukrotnie. autorzy.dziękują.panu.jarosławowi.urzynicok.(logiterm).za.pomoc.i.umożliwienie.przeprowadzenie.badania . 201306_pspaw_5i5a.pdf 7przegląd spawalnictwa 6/2013 krzysztof dutka jan stabryła analiza przyczyn niskiej trwałości złącza spawanego wału inspektomatu the causes analysis of short life of the shaft  in the car-wheel balancing device  dr inż. krzysztof dutka, dr inż. jan stabryła – uniwersytet warmińsko-mazurski w olsztynie. streszczenie w artykule przedstawiono analizę zastosowanego sposobu modernizacji wykonania wałka inspektomatu, który uległ szybkiemu zużyciu. modernizacja polegała na zastąpieniu połączenia skręcanego połączeniem spawanym. miejsce i sposób wykonania spoiny łączącej końcówkę wałka z rurą spowodowały podhartowanie strefy wpływu ciepła (swc) sięgające w obszar karbu geometrycznego związanego ze stopniem wałka. podhartowanie było bezpośrednią przyczyną powstania licznych ognisk pękania zmęczeniowego, które doprowadziło do zniszczenia po rocznej eksploatacji. abstract this paper presents an analysis of the method used for regeneration of the shaft in car-wheel balancing device which has rapid wear in the short period of time. modernization contained the screw connection replacement by welded joint. the weld placement and heat input caused local hardening of heat affected zone (haz) and the area of geometrical notch effect from diameter change in the shaft. local hardening caused directly by numerous fatigue cracks, which propagation resulted damage after one year use. wstęp często zdarza się, że rozwiązanie konstrukcyjne zastosowane w urządzeniu nie sprawdza się w eksploatacji, prowadząc do przedwczesnego zużycia części. niezbędna staje się wtedy naprawa lub modernizacja, w której wykorzystuje się również metody spawalnicze. o ile zakłady specjalizujące się w produkcji spawalniczej posiadają doświadczenie, kadrę, funkcjonujące systemy jakości i kwalifikowane procedury spawalnicze, o tyle firmy mechaniczne sporadycznie realizujące prace spawalnicze nie mają w tym zakresie dostatecznych kompetencji. do przykładowych błędów popełnianych w pracach naprawczych można zaliczyć stosowanie rozwiązań nietechnologicznych pod względem spawalniczym, np. spawanie elementów o małej grubości z elementami masywnymi bez dopasowania grubości ścianek, spawanie elementów masywnych lub części maszyn ulepszanych cieplnie bez podgrzewania wstępnego. można mnożyć przypadki przedwczesnego, awaryjnego zniszczenia zespołów, które zostały w taki sposób naprawione lub zmodernizowane. pierwotną przyczyną zniszczenia nie jest niska jakość złącza spawanego, lecz błędy konstrukcyjne i technologiczne popełnione przez kadrę, która na bieżąco nie aktualizuje swojej wiedzy spawalniczej. prace naprawcze prowadzi się bez opracowania instrukcji technologicznej spawania, bez wykonywania badań złączy czy upewnienia się co do spawalności materiałów zastosowanych w konstrukcji naprawianej części. części maszyn wykonywane są ze stali konstrukcyjnych wyższej jakości lub stali do ulepszania cieplnego. stale te charakteryzują się zwykle podwyższoną zawartością węgla i chromu, a niekiedy molibdenu. to sprawia, że ich spawalność jest znacznie ograniczona. przydatność tych stali na wyroby spawane powinna być określona w pierwszej kolejności na podstawie równoważnika węgla ce [1]. zależnie od wartości ce podejmuje się decyzję o wyborze danego gatunku stali oraz o środkach technologicznych zapobiegających niebezpiecznemu utwardzeniu. zawartość węgla i równoważnik ce wskazują na konieczność podgrzewania wstępnego, utrzymywania temperatury międzyściegowej, a nawet obróbki cieplnej po spawaniu [2]. spawanie stali do ulepszania cieplnego o zawartości węgla przekraczającej 0,4% stosowane jest bardzo rzadko, zgodnie z opracowaną technologią i przy zastosowaniu specjalnego nadzoru. temperatura podgrzewania wstępnego zależą od grubości elementu i mogą wynosić nawet 300oc przy grubości 50 mm [3]. 8 przegląd spawalnictwa 6/2013 opis przedmiotu badań do badań dostarczono uszkodzony wałek rolki napędowej inspektomatu, który służył do wizualnej kontroli opon po zakończeniu procesu wulkanizacji. istotnym elementem urządzenia jest rolka, na której obraca się kontrolowana opona. rolka nałożona jest na wałek jednostronnie ułożyskowany w napędzie rozwieracza. na wałek działa złożony moment zginający i obrotowy (rys. 1). wałek wykonany był jako konstrukcja zmontowana z rury o średnicy zewnętrznej 56x5,5 mm, w którą wtłoczona była kilkustopniowa końcówka napędowa. w ściance rury w strefie połączenia wykonane są gwintowane otwory służące do zabezpieczenia rury i końcówki napędowej przed obrotem za pomocą wkrętów ustalających (rys. 2a). rozwiązanie takie nie sprawdzało się w eksploatacji (ścinanie wkrętów i rozluźnianie połączenia). uszkodzenie połączenia mogło spowodować opadnięcie kontrolowanej dużej opony rolniczej na osobę obsługującą inspektomat. zagrożenie postanowiono wyeliminować przez zespawanie końcówki wałka z czołem rury spoiną obwodową (rys. 2b). według dokumentacji technicznej końcówka wałka powinna być wykonana z ulepszanej cieplnie stali 40h. wałek po modernizacji eksploatowany był przez okres 1 roku, po czym uległ pęknięciu. w dostarczonym do badań pękniętym wałku połączenie końcówki wałka z krawędzią rury wykonano metodą 135. awaria nastąpiła w wyniku pęknięcia w płaszczyźnie ostatniego stopnia wałka (rys. 3). krawędź i powierzchnia czołowa wałka w płaszczyźnie przełomu wykazują znaczne nierówności i wgłębienia powstałe w wyniku spawania. przełom ma charakter zmęczeniowy powstały w wyniku obciążenia wału momentem skręcającym i zginającym. na powierzchni przełomu widoczne są liczne uszkodzenia mechaniczne powstałe już po awarii. źródła pękania mnogie (4 na obwodzie) zlokalizowane są w promieniu przejścia ze średnicy 35 mm na średnicę 56 mm (rys. 4). mała powierzchnia strefy dołomowej wskazuje na niski poziom naprężeń podczas pracy inspektomatu bezpośrednio przed zniszczeniem. oznacza to, że powodem awarii nie było przeciążenie elementu. w celu określenia przyczyn przedwczesnego zniszczenia wału z uszkodzonego elementu pobrano próbki do dalszych badań laboratoryjnych (rys. 5). postanowiono wykonać badania makro i mikroskopowe, pomiary twardości, statyczną próbę rozciągania oraz analizę składu chemicznego. z części wału o średnicy 56 mm pobrano próbki do badań metalograficznych oraz odcinek o grubości 15 mm na badania składu chemicznego. z części o średnicy 35 mm odcięto próbkę obejmującą przełom do oceny jego przebiegu. pozostałą część wykorzystano do wytoczenia próbek wytrzymałościowych. widok makrostruktury złącza końcówki wałka z rurą przedstawiono na rysunku 6a. miejsce wykonania zdjęć mikrostruktury pokazano na rysunku 6b. na promieniu przejścia widoczne są liczne pęknięcia (rys. 7). w grani spoiny na styku rury i wałka widoczne są pęknięcia eksploatacyjne, które powstały na brakach przetopu, których długość wynosi ok. 2÷3 mm. strefa wpływu ciepła złącza rozciąga się aż w okolice stopnia wału (rys. 8). badania mikroskopowe wykonane na zgładzie trawionym nitalem wykazały, że materiał rury i wałka mają budowę ferrytyczno-perlityczną ze zdecydowaną przewagą ferrytu (rys. 9). stal końcówki wałka nie jest więc rys. 1. uszkodzoney wałek rolki napędowej inspektomatu fig. 1. damage shaft of motive roller in the car-wheel balancing device rys. 2. schemat rozwiązań konstrukcyjnych inspektomatu: a) oryginalne, b) zastosowane podczas naprawy fig. 2. constructional solutions scheme: a) original, b) proposed for regeneration rys. 3. płaszczyzna pęknięcia oraz nierówności krawędzi wywołane pracami spawalniczymi fig. 3. fracture surface and edge damages caused by the welding process rys. 4. powierzchnie przełomu. literami a, b, c i d oznaczono ogniska pękania fig. 4. both fractures surfaces. a, b, c and d latters shows the cracks beginning rys. 5. próbki do badań laboratoryjnych, twardości, struktury, składu chemicznego i wytrzymałości fig. 5. samples for laboratory testing: hardness, micorstructure, chamical composition and strength a d c b końcówka napędowa miejsce pęknięcia część rurowa ↑ ↑ ↑ 9przegląd spawalnictwa 6/2013 ulepszaną cieplnie stalą 40h. w strefie wpływu ciepła wałka stwierdzono występowanie struktury iglastego bainitu wskazującego na podhartowanie (rys. 9c). pomiary twardości hv 10 wykonane na twardościomierzu hpo-250 w poszczególnych strefach złącza potwierdziły obecność utwardzenia w swc. wyniki badania twardości zestawiono w tablicy i. twardości zarówno rury, jak i końcówki wałka wskazują, że stal obu łączonych elementów jest niskowęglowa i powinna charakteryzować się dobrą spawalnością. podwyższona twardość strefy wpływu ciepła (swc) wałka świadczy o podhartowaniu, które może się wiązać z brakiem podgrzewania wstępnego do spawania przy znacznym przekroju wałka. wyniki statycznej próby rozciągania stali wałka zestawiono w tablicy ii a porównanie właściwości mechanicznych podstawowych stali konstrukcyjnych w tablicy iii. rys. 6. budowa makroskopowa strefy spawania (a), miejsca wykonania zdjęć mikrostruktury (b). mikroskop mbs-9. pow. 6x fig. 6. macrostructure of weld zone (a) and the placement of microstructure evaluation (b). mbs-9 microscope, magn, 6x rys. 7. powierzchniowe nieciągłości materiału wałka w miejscu promienia przejścia. trawiono nitalem. mikroskop olympus fig. 7. shaft surface discontinuity in the place of diameter change. etch.: nital, olympus microscope rys. 8. strefa połączenia rury z końcówką wałka. widoczny brak przetopu i pęknięcia eksploatacyjne w spoinie. trawiono nitalem. mikroskop olympus fig. 8. pipe and shaft ending joint zone. lack of fusion and fatigue cracks in the weld. etch.: nital, olympus microscope rys. 9. mikrostruktura złącza: a) ruraferryt i perlit, pow. 200x, b) wałek poza strefą wpływu ciepła ferryt i perlit, pow. 200x, c) swc wałka, bainit pow. 500x. mikroskop olympus fig. 9. microstructure of the joint: a) pipe: ferrite and pearlite, magn. 200x; b) shaft, out of haz: ferrite and pearlite, magn. 200x; c) haz in the shaft: bainite, magn. 500x; olympus microscope tablica i. wyniki pomiaru twardości table i. hardness measurement results miejsce pomiaru twardość hv 10 materiał rury 150 swc rury 160 materiał wałka 220 swc wałka 330 spoina 220 tablica ii. wyniki badania wytrzymałości materiału wałka table ii. mechanical properties of the shaft metal results próbka re mpa rm mpa a5 % r1 405 647 15 r2 357 647 17 tablica iii. porównanie normatywnych właściwości gatunków stali i materiału wałka table iii. comparison of nominal mechanical properties of steel and shaft metal stal re mpa rm mpa a5 % 40h 780 min. 980 14 18g2a 335 490÷625 22 s355j0 335 470÷630 22 wałek 376 647 16 a) b) c) 10 przegląd spawalnictwa 6/2013 pod względem właściwości mechanicznych (re, rm) próbki materiału rodzimego wałka spełniają wymagania odpowiadające stali 18g2a lub s355j0 i są ponad dwukrotnie niższe od właściwości stali 40h przewidzianej jako materiał oryginalny. przeprowadzone badania składu chemicznego stali wałka wraz z wymaganiami dla stali 18g2a i s355j0 zestawiono w tablicy iv. pod względem składu chemicznego materiał wałka spełnia wymagania dla stali 18g2a lub jej zamiennika s355j0. podsumowanie wyników badań podczas modernizacji dokonano zamiany ulepszanej cieplnie stali 40h na stal konstrukcyjną spawalną o podwyższonej wytrzymałości c-mn. wykonano spawanie jednościegowe, stosując spoinę obwodową na styku wałka i rury, w którym powstały braki przetopu. podczas eksploatacji braki przetopu stały się źródłem pęknięć, które uzyskały długość kilku milimetrów. dla zniszczenia zmęczeniowego wałka w wyniku rocznej eksploatacji bardziej krytyczne okazało się utwardzenie strefy wpływu ciepła. co prawda poziom utwardzenia 330 hv można uznać za dopuszczalny w świetle wymagań normy [4], jednak o niskiej trwałości złącza przesądziło pokrycie się strefy wpływu ciepła z miejscem wystąpienia karbu geometrycznego tablica iv. skład chemiczny stali 18g2a i s355j0 wg norm oraz wyniki badania materiału wałka, % wag table. iv. chemical composition of 18g2a and s355j0 steel acc. to standards and own test results, % mas. gatunek cmax si mn pmax smax 18g2a 0,20 0,20÷0,55 1,00÷1,50 0,040 0,040 s355j0 0,20 max 0,55 max 1,60 0,030 0,030 wałek 0,16 0,31 1,47 0,011 0,004 literatura [1] ferenc k.: spawalnictwo. wnt, warszawa 2007. [2] tasak e., ziewiec a.: spawalność stali t1. wyd. jak kraków 2009. [3] tasak e.: metalurgia spawania. wyd. jak kraków 2008. [4] pn-en iso 15614-1. specyfikacja i kwalifikowanie technologii spawania metali. badanie technologii spawania. na uskoku wału. na promieniu przejścia stwierdzono liczne pęknięcia powierzchniowe. od kilku z nich zaczęły się pęknięcia w płaszczyźnie stopnia wałka. mała powierzchnia strefy dołomowej na powierzchni pęknięcia zmęczeniowego wskazuje, że naprężenia eksploatacyjne miały niewielką wartość. przyjąć można, że zastosowanie stali 18g2a było prawidłowym wyborem z uwagi na lepszą spawalność, chociaż jej parametry wytrzymałościowe są ponad dwukrotnie niższe od wytrzymałości stali 40h. prawidłowym rozwiązaniem z uwagi na technologiczność konstrukcji i wytrzymałość dla połączenia końcówki wałka z rurą byłoby rozwiązanie przedstawione na rysunku 10. rys. 10. proponowane poprawne technologicznie rozwiązanie dla połączenia rury z końcówką wałka inspektomatu fig. 10. proposal of the technological solution for pipe and shaft joint wnioski analiza rozwiązania konstrukcyjnego uszkodzonego elementu wykazała, że podczas naprawy firma serwisowa zmieniła sposób połączenia końcówki wału z rurą. połączenie wkrętami zabezpieczającymi zostało zastąpione złączem spawanym, a materiał końcówki wałka zmieniono ze stali 40h na stal 18g2a. zastosowana stal 18g2a jest dobrze spawalna przy cienkich ściankach, lecz po przekroczeniu grubości 25 mm wymaga przed spawaniem podgrzewania wstępnego. brak podgrzewania wstępnego spowodował utwardzenie strefy wpływu ciepła wałka do poziomu 330 hv, a dodatkowo strefa ta pokryła się z karbem geometrycznym wałka. bezpośrednią przyczyną uszkodzenia wałka inspektomatu był proces zmęczenia materiału zainicjowany w wyniku zastosowania błędnego rozwiązania technologiczno-konstrukcyjnego. ps 8 2017 www.pdf 41przegląd  spawalnictwa vol. 89 8/2017 zastosowanie klejowych materiałów regeneracyjnych  do napraw instalacji rurowych application of adhesive regenerative materials to pipe systems repair dr inż. tomasz piwowarczyk, inż. marcin judziński – politechnika wrocławska, mgr inż. wojciech kozak  – henkel polska sp. z o.o. autor korespondencyjny/corresponding author: tomasz.piwowarczyk@pwr.edu.pl streszczenie w artykule scharakteryzowano adhezyjne materiały regeneracyjne, ze szczególnym zwróceniem uwagi na taśmy naprawcze. dla próbek w kształcie rur z wywierconymi otworami o średnicy 10 i 20 mm analizowano rozkłady naprężeń metodą elementów skończonych. eksperyment przeprowadzono bazując na wytycznych pn-en iso 24817:2015-10. dla trzech wybranych rozwiązań naprawczych: taśmy zbrojonej, taśmy uszczelniającej i dedykowanego systemu naprawczego przeprowadzono próby ciśnieniowe. opisano wyniki badań i potencjał aplikacyjny stosowanych rozwiązań. słowa kluczowe: technologia klejenia; materiały regeneracyjne; taśmy naprawcze; instalacje rurowe abstract in this article, adhesive regenerative materials were characterized, with special attention paid to repair tapes. for pipe-shaped specimens with bore holes of 10 and 20 mm diameter, stress distribution was analyzed with finite element method. the experiment was conducted basing on pn-en iso 24817: 2015-10 guidelines. for three selected repair solutions: reinforced tape, sealing tape and dedicated repair system, pressure tests were performed. the research results and application potential of applied solutions are described. keywords:  adhesive technology; regenerative materials; repair tapes; pipe systems wprowadzenie – klejenie w regeneracji odkrycie w latach czterdziestych xx wieku makromolekularnej budowy substancji spowodowało dynamiczny rozwój klejów syntetycznych na bazie żywic sztucznych, które wyparły spoiwa oparte na składnikach pochodzenia naturalnego. umożliwiło to otrzymywanie połączeń o podobnych właściwościach jak w przypadku spawania, lutowania czy zgrzewania, jednak nakładem mniejszych kosztów i pracy. klejenie stało się realną alternatywą tych technik, oferującą szereg zalet, niemożliwych do uzyskania innymi metodami. duża różnorodność spoiw przeznaczonych do klejenia oraz wynikająca z niej możliwość uzyskiwania pełnej gamy właściwości w zależności od potrzeb, stawia tę technologię w czołówce najbardziej przyszłościowych metod spajania. uzyskanie poprawnego połączenia klejowego wymaga uwzględnienia czynników materiałowych (struktura i właściwości klejów oraz materiałów klejonych), technologicznych (stopień przygotowania powierzchni elementów, sposób przygotowania i nanoszenia masy klejowej, warunki utwardzania spoiny klejowej), konstrukcyjnych (sposób obciążenia, geometria i symetryczność połączenia, tomasz piwowarczyk, marcin judziński, wojciech kozak przeglad welding technology review ukształtowanie elementów złącza) oraz warunków eksploatacyjnych pracy złączy (agresywność środowiska, zakres temperatur, wielkość i charakter naprężeń) [1÷4]. złącza klejowe, obok swojej podstawowej roli spajania elementów, często pełnią też funkcje wspomagające takie jak uszczelnianie, mocowanie czy zabezpieczanie, mogą być również wykonywane jako kombinowane z innymi technikami spajania. rozwiązania adhezyjne zyskują coraz większą rzeszę zwolenników w zakresie napraw i regeneracji. przemawia za tym szybkość i łatwość wykonania, zasadność ekonomiczna oraz coraz częściej skuteczność takiej aplikacji. wbrew utrwalanym stereotypom podważającym funkcjonalność rozwiązań klejowych, intensywny rozwój tych technik spowodował, że stały się one alternatywą technologii termicznych, często nie ustępując im pod względem jakości oraz wytrzymałości mechanicznej złączy. aktualnie klejenie z powodzeniem stosowane jest w naprawach elementów metalowych i niemetalowych, pozwalając uzyskać jakościowe, szczelne połączenie, bez wprowadzania dodatkowych naprężeń. niezależnie od wyboru klejowej metody regeneracji 42 przegląd  spawalnictwa vol. 89 8/2017 istotne jest, aby powierzchnia naprawiana była przygotowana w odpowiedni sposób. metody przygotowania powierzchni elementów do procesu klejenia powinny zapewniać osiąganie najkorzystniejszych właściwości połączeń adhezyjnych, uwzględniając rodzaj materiałów łączonych i stosowanych klejów [5÷7]. powierzchnia prawidłowo przygotowana do procesu klejenia charakteryzuje się brakiem zanieczyszczeń redukujących adhezję, rozwinięciem powierzchni (optymalnie: obróbka strumieniowo-ścierna) dobrą zwilżalnością klejem, zdolnością do wytwarzania wiązań międzyfazowych, stabilnością dla założonych warunków i czasu eksploatacji złącza, powtarzalnością uzyskiwanych właściwości, obecnością podkładów lub aktywatorów (jeśli są wymagane) [8÷10]. spośród licznych adhezyjnych materiałów regeneracyjnych do najpopularniejszych należą [3,11]: pasty i płyny gumopodobne (zwykle dwuskładnikowe materiały na bazie uretanów, składające się z bazy oraz katalizatora, cechujące się elastycznością, antykorozyjnością, dobrymi właściwościami ściernymi, odpornością na rozciąganie oraz działanie substancji chemicznych), silikony (jednoskładnikowe produkty utwardzające się poprzez pobieranie wilgoci z powietrza, wykazujące dużą elastyczność oraz niekiedy szerokie spektrum odporności chemicznej i temperaturowej), kompozyty (głównie na bazie żywicy epoksydowej z napełniaczami chemicznie obojętnymi, np. mączka drzewna, kaolin, lub wzmacniającymi np. proszki metali, proszki ceramiczne, krzemiany, materiały włókniste; nazywane często „zimnymi metalami”), taśmy naprawcze oraz grupa rozwiązań dedykowanych pod konkretne zastosowania. w grupie taśm naprawczych należy dodatkowo wyróżnić: taśmy silikonowe samowiążące, taśmy zbrojone (wykonywane zwykle z folii polipropylenowej zbrojonej np. włóknem szklanym wzdłużnie lub/i poprzecznie), taśmy wzmacniające (najczęściej w formie siatki z włókna szklanego lub węglowego) oraz specjalistyczne taśmy uszczelniające. z praktycznego punktu widzenia, szczególnie ciekawe wydaje się zastosowanie spoiw adhezyjnych do regeneracji elementów rurowych. potencjał aplikacyjny różnego rodzaju instalacji jest znaczny, co w połączeniu ze zmiennym stopniem zaawansowania technologicznego i konstrukcyjnego takich systemów powoduje, że zapotrzebowanie na adhezyjne rozwiązania naprawcze jest duże. aktualnie na rynku istnieje wiele metod regeneracji elementów rurowych, a ich stopień skomplikowania i obszar zastosowania jest znacząco różny. wybór rozwiązania powinien być podyktowany charakterem eksploatacji, ciśnieniem panującym wewnątrz instalacji, rodzajem przenoszonego medium, zakresem występujących temperatur oraz szybkością ich zmian, wymiarami przekroju poprzecznego i typem potencjalnego uszkodzenia. konieczność uzyskiwania trwałych efektów napraw, przy minimalizacji kosztów i zmniejszaniu czasów oraz stopnia ingerencji w instalację rurową (brak obciążeń cieplnych wprowadzających dodatkowe naprężenia), zmusza producentów do zaproponowania rozwiązań kompleksowych dla zastosowań szczególnych. przygotowanie próbek i metodyka badań potencjał zastosowania klejowych materiałów regeneracyjnych do napraw instalacji rurowych został określony bazując na wytycznych normy pn-en iso 24817:2015-10 „przemysł naftowy, petrochemiczny i gazowniczy. kompozytowe środki do naprawy rur. kwalifikacja oraz projektowanie, instalowanie, badanie i kontrola”, która opisuje podstawowe problemy związane naprawami, definiując typ uszkodzeń, spektrum zastosowań, rodzaj napraw oraz ich żywotność, a także wspomaga projektowanie i weryfikowanie systemów naprawczych. z rury o grubości ścianki 4 mm i średnicy 75 mm wycięto odcinki o długości 600 mm, a następnie wyznaczono środki długości rur, w których wywiercono otwory o średnicy 10 mm oraz 20 mm. w celu zaślepienia rur oraz stabilnego ich ułożenia podczas wykonywania doświadczenia na ich końcach dospawano płaskowniki stalowe o wymiarach 100x100x10 mm. w każdym płaskowniku wytrasowano środek, w którym wywiercono otwór o średnicy 12 mm pod króciec łączący z praską hydrauliczną. kształt i wymiary próbek przygotowanych do badań pokazano na rysunku 1. rys. 1. kształt i wymiary próbek przygotowanych do badań fig. 1. shape and dimensions of samples prepared for testing 43przegląd  spawalnictwa vol. 89 8/2017 schemat układu pomiarowego został przedstawiony na rysunku 2. próby wykonano z wykorzystaniem hydraulicznej praski manometrycznej (1), która wtłacza olej ze zbiornika (2) do układu, poprzez elastyczne przewody hydrauliczne (4). manometryczna praska hydrauliczna (1) sterowana jest ręcznie, za pomocą śruby (3), która zwiększa ciśnienie w układzie podczas jej dokręcania. ciśnienie panujące w rurze (6) można zaobserwować na podłączonym do układu manometrze (5) o działce elementarnej 0,02 mpa oraz zakresie wskazań wynoszącym od 0 do 25 mpa. rura (6) została umieszczona w izolowanym zbiorniku (7) w celu zachowania zasad bezpieczeństwa oraz higieny pracy. eksperyment przeprowadzono porównawczo dla trzech systemów naprawczych: taśmy zbrojonej włóknem szklanym, specjalistycznej taśmy uszczelniającej i certyfikowanego (wg iso 24817) systemu naprawczego loctite. badanie wykonanej naprawy polegało na wyznaczeniu ciśnienia granicznego w rurze, podczas którego system naprawczy ulegał uszkodzeniu (dochodziło do utraty szczelności układu). dla każdej metody naprawczej powierzchnia rury została przygotowana w taki sposób, aby uzyskać jak najlepsze właściwości adhezyjne taśmy do rury. analiza mes rozkładu naprężeń w rurze w celu poznania rzeczywistego rozkładu naprężeń w rurze przed naprawą przeprowadzono analizę metodą elementów skończonych (mes). kształt przygotowanych próbek zamodelowano za pomocą oprogramowania cad, wykorzystując ich symetrię. modele zaimplementowano do programu mes, nadając im właściwości niestopowej stali konstrukcyjnej (s235jr). podczas nadawania wiązań zablokowano ruch powierzchni powstałych wskutek przecięcia modelu, w kierunku do nich prostopadłym. analizę mes przeprowadzono dla ciśnienia wynoszącego 5 mpa, które odpowiada wartości, dla której certyfikowane są systemy naprawcze zgodne z normą. ciśnienie przyłożone zostało do powierzchni wewnętrznych modeli, zgodnie z jego rzeczywistym oddziaływaniem. ze względu na występujący w obu modelach otwór należało w ich miejscu umieścić siłę zastępczą, o kierunku i zwrocie zgodnym z panującym w układzie ciśnieniu. wyniki obliczeń naprężeń misesa-hubera dla próbki z otworem o średnicy 10 mm przedstawiono na rysunku 3, natomiast dla próbki z otworem o średnicy 20 mm na rysunku 4. analizy zobrazowały rozkład naprężeń dla założonych warunków konstrukcyjnych. pozwala to szacować naprężenia panujące w układzie przed naprawą i na tej podstawie dobór materiału regeneracyjnego i ilości warstw taśmy zabezpieczającej. rys. 2. schemat stanowiska pomiarowego fig. 2. scheme of measurement stand rys.  3.  rozkład naprężeń misesa–hubera dla rury z otworem o średnicy 10 mm fig. 3. mises-huber stress distribution for pipe with 10 mm diameter hole rys.  4.  rozkład naprężeń misesa–hubera dla rury z otworem o średnicy 20 mm fig. 4. mises-huber stress distribution for pipe with 20 mm diameter hole regeneracja z wykorzystaniem  taśmy zbrojonej oraz uszczelniającej przed przystąpieniem do naprawy rury zostały oczyszczone, a następnie ich powierzchnia została odtłuszczona w celu poprawy własności adhezyjnych podłoża. zastosowano taśmę zbrojoną włóknem szklanym (rys. 5a) oraz w ko lejnej próbie taśmę uszczelniającą (rys. 5b), obie o szerokości 50 mm. pierwsza warstwa taśmy owinięta została wokół rury symetrycznie względem otworu, dwie kolejne warstwy naniesione zostały na zakładkę, 10 mm od przeciwnych końców pasa pierwszej warstwy taśmy. uzyskano w ten sposób złącze o łącznej szerokości ok. 70 mm. miejsce zakończenia każdej z warstw taśmy zostało umieszczone po przeciwnej stronie otworu. wizualizację takiego złącza przedstawia rysunek 6. podczas aplikacji taśmy zadbano, by przylegała ona do rury całą swoją powierzchnią, a po nałożeniu każdej z warstw taśmę oraz rurę ponownie odtłuszczano. a) b) a) b) 44 przegląd  spawalnictwa vol. 89 8/2017 regeneracja  z  wykorzystaniem  dedykowanego systemu naprawczego próba właściwa została wykonana z zastosowaniem certyfikowanego systemu naprawczego firmy loctite, łączącego kompozyt regeneracyjny na bazie żywic epoksydowych z dodatkowym wzmocnieniem specjalnymi taśmami zbrojonymi. według wytycznych pn-en iso 24817 system naprawczy, aby uzyskać certyfikat, musi dla 100 kolejnych prób wytrzymać ciśnienie 5 mpa (50 barów). rozwiązanie takie jest bardziej kosztowne od prostych metod naprawczych i wymaga wykonania operacji w odpowiedniej kolejności, jednak według zapewnień producenta osiągane rezultaty są o wiele lepsze w porównaniu z innymi metodami. zregenerowana w ten sposób rura wytrzymuje duże ciśnienia, a deklarowana rys. 5. naprawa wykonana z użyciem a) taśmy zbrojonej, b) taśmy uszczelniającej fig. 5. repair made with a) reinforced tape, b) sealing tape rys. 6. wizualizacja złącza zakładkowego fig. 6. visualization of the overlap joint rys. 7. regeneracja z użyciem dedykowanego systemu naprawczego fig. 7. regeneration with a dedicated repair system żywotność naprawy wynosi 20 lat. można je stosować na ubytki typu a, tj. miejscową nieznaczną utratę nominalnej grubości ścianki, oraz typu b, czyli powstały eksploatacyjnie otwór. procedurę wykonania naprawy pokazano na rysunku 7. w celu uzyskania korzystnych właściwości adhezyjnych zastosowano się do zaleceń producenta – rury po odtłuszczeniu zostały poddane podciśnieniowej obróbce strumieniowo-ściernej przy użyciu białego elektrokorundu szlachet nego 99a (rys. 8a). po procesie obróbki próbki zabezpieczono wodnym środkiem antykorozyjnym loctite 7515. do wykonania naprawy przygotowano dwuskładnikową żywicę epoksydową o oznaczeniu handlowym loctite 7210 oraz taśmę wzmacniającą z włókna węglowo-szklanego loctite 5085. żywicę epoksydową wymieszano z utwardzaczem w proporcjach masowych 100:40. tak przygotowaną mieszaninę nanoszono za pomocą dołączonej do zestawu szpachelki na odtłuszczone powierzchnie rur, ponad 100 mm od środka wywierconych otworów w każdą ze stron, tworząc warstwę żywicy epoksydowej o szerokości przekraczającej nieznacznie 200 mm (rys. 8b). podczas wykonywania rzeczywistej naprawy należy się skonsultować z przedstawicielem producenta w celu wyliczenia ilości potrzebnych warstw i określenia zależności kształtowo-wymiarowych zakładki. szerokość warstwy żywicy epoksydowej związana jest z szerokością zaprojektowanego złącza. taśmę wzmacniającą o szerokości 120 mm pocięto na odcinki o długości dopasowanej do obwodu rury i nasączono wymieszaną żywicą. nanoszenie żywicy epoksydowej na tkaninę rozpoczęto od strony włókna szklanego. po nasączeniu pasy zostały odwrócone, aby odsłonić warstwę zbudowaną z włókna węglowego i ponownie naniesiono żywicę. po ukończeniu aplikacji wykorzystano wałek do odpowietrzania, aby usunąć z taśmy wzmacniającej resztki powietrza i zwiększyć stopień odtłuszczanie + obróbka strumieniowo-scierna + podkład antykorozyjny żywica epoksydowa + taśma z włókna węglowo-szklanego pokrycie ceramiczne a) b) 45przegląd  spawalnictwa vol. 89 8/2017 rys.  8.  etapy regeneracji z użyciem dedykowanego systemu naprawczego: a) rury po obróbce strumieniowo-ściernej, b) aplikacja żywicy, c) elementy bezpośrednio po naprawie fig. 8. stages of regeneration with use of dedicated repair system: a) tubes after abrasive blasting, b) resin application, c) components immediately after repair rys. 9.  zastosowanie systemu naprawczego loctite dla skomplikowanych geometrii instalacji: a) promień, b) trójnik, c) zbieżność średnic, d) przy kołnierzu fig.  9. application of loctite repair system for complicated geometry of installation: a) radius, d) tee, c) diameter convergence, d) flange nasączenia taśmy. proces ten przeprowadzono zgodnie z zaleceniami producenta, które polegały na czterdziestokrotnym przetoczeniu dedykowanego wałka po taśmie wzmacniającej od strony, której zewnętrzną warstwę stanowi splot włókna węglowego, stosując przy tym niewielki docisk wałka. przygotowane pasy taśmy wzmacniającej zostały naniesione na próbki w miejscach zgodnych z zaprojektowanym złączem zakładkowym. pierwszy pas owinięty został wokół próbki symetrycznie względem otworu, a kolejne pasy nakładane były 40 mm od przeciwnych końców pasa środkowego, tworząc złącze o łącznej szerokości ok. 200 mm. każdy z pasów nakładany był warstwą z włókna szklanego do powierzchni rury, a podczas nakładania dociskany był przy pomocy wałka do odpowietrzania, aby zapewnić jak największą powierzchnię przylegania (rys. 8c). próbki utwardzano w temperaturze pokojowej do uzyskania pełnej polimeryzacji. producent zaleca zabezpieczyć złącze specjalnym sprayem ceramicznym loctite 7255, w celu poprawy jego odporności i wydłużenia żywotności, jednak na potrzeby eksperymentu nie zastosowano tego etapu. przypadki napraw trudniejszych rozwiązań konstrukcyjnych instalacji pokazano na rysunku 9. wykazała jeszcze mniejszą wytrzymałość, utraciła szczelność zanim wskazania manometru osiągnęło pierwszą działkę elementarną, której wartość odpowiada 0,02 mpa. w przypadku rur wzmacnianych specjalistyczną taśmą uszczelniającą wyniki były znacznie korzystniejsze. dla elementu z otworem o średnicy 10 mm układ uległ rozszczelnieniu, gdy manometr wskazywał ciśnienie 0,7 mpa (7 barów). dla rury z otworem o średnicy 20 mm zanotowano nieznacznie niższy wynik 0,6 mpa (6 barów). zgodnie z oczekiwaniami największe parametry wytrzymałościowe uzyskano dla dedykowanego systemu naprawczego, dla którego rura z otworem o średnicy 10 mm osiągnęła ciśnienie graniczne 18,4 mpa (184 bary). dla otworu 20 mm połączenie utraciło szczelność, przy wskazaniu manometru wynoszącym 12 mpa (120 barów). w tablicy 1 zestawione zostały wartości ciśnień granicznych odnotowanych podczas wykonywania doświadczeń. analizując wyniki pomiarów ciśnienia granicznego należy podkreślić wysokie wartości uzyskane z wykorzystaniem certyfikowanego systemu naprawczego. rura z otworem o średnicy 20 mm odporna była na ciśnienie do 12 mpa, a więc 240% zakładanej wartości minimalnej. dla próbki z otworem o średnicy 10 mm uzyskano aż 18,4 mpa, a więc aż 368% zakładanej wartości minimalnej. jest to wynik bardzo dobry, który z pewnością pozwala na zastosowania tego systemu naprawczego w instalacjach rurowych przemysłu petrochemicznego, dla którego był projektowany. materiał użyty do naprawy ciśnienie graniczne, mpa otwór   ø 10 mm otwór   ø 20 mm taśma zbrojonej  0,02 < 0,02 taśma uszczelniającej  0,7 0,6 certyfikowany system  naprawczy 18,4 12 tablica i. zestawienie wyników badań table i. summary of research results omówienie wyników badań po uprzednim napełnieniu rury olejem, podłączeniu elastycznych przewodów do hydraulicznej praski manometrycznej i odpowietrzeniu układu, rozpoczęto zwiększać ciśnienie. pierwszą próbę wykonano dla rur wzmacnianych taśmą zbrojoną. dla średnicy otworu 10 mm połączenie utraciło szczelność, przy wskazaniu manometru wynoszącym 0,02 mpa (0,2 bara). rura z otworem o średnicy 20 mm a) b) c) a) c) b) d) 46 przegląd  spawalnictwa vol. 89 8/2017 literatura [1] j. godzimirski: wytrzymałość doraźna konstrukcyjnych połączeń klejowych, wnt, warszawa 2002. [2] j. kuczmaszewski: podstawy konstrukcyjne i technologiczne oceny wytrzymałości adhezyjnych połączeń metali, wyd. politechniki lubelskiej, lublin 1995. [3] z. mirski: klejenie materiałów, w j. pilarczyk: procesy spajania, poradnik inżyniera spawalnika, tom ii, wnt, warszawa 2005. [4] z. mirski, t. piwowarczyk: klejenie w budowie pojazdów samochodowych, przegląd spawalnictwa, nr 5-6/2004, s. 68-72. [5] r.d. adams, w.c. wake: structural adhesive joints in engineering, elsevier applied science publishers, barking 1986. [6] p. jasiulek, a. rawicz: wpływ stanu przygotowania powierzchni metali na wytrzymałość połączeń klejonych, przegląd spawalnictwa, nr 7/1979, s. 11-14. podsumowanie  analiza literaturowa i badania własne pozwalają na sformułowanie stwierdzenia, iż na rynku jest dostępna szeroka gama produktów regeneracyjnych, pozwalających na przeprowadzenie napraw. skupiając się na elementach o kształcie rurowym, szczególnie popularne są taśmy gwarantujące różną jakość łączenia – od szybkich, wygodnych w aplikacji, ogólnie dostępnych i stosunkowo niedrogich produktów doraźnych, po zaawansowane rozwiązania specjalistyczne. przeprowadzone analizy i badania prowadzone były w oparciu o normę obejmującą wytycznymi elementy pracujące w przemyśle naftowym, petrochemicznym i gazowniczym. z uwagi na restrykcyjne wymagania, którym sprostać mogą jedynie produkty profesjonalne, w pracy skupiono się głównie na systemie dedykowanym loctite. wykazuje on odporność na ciśnienia wynoszące 12 i 18,4 mpa (w zależności od średnicy otworu), przy ciśnieniu wymaganym 5 mpa, co predestynuje go do zastosowania w trudnych warunkach eksploatacyjnych. wymaga on jednak odwzorowania szczegółowych i pracochłonnych zaleceń producenta, w zakresie przygotowania elementów i wykonawstwa operacji łączenia. dla aplikacji mniej wymagających, producenci oferują szeroką gamę taśm naprawczych (zbrojonych i uszczelniających), które w krótkim czasie pozwalają na wykonanie naprawy doraźnej. [7] j. kuczmaszewski, j. domińczuk: właściwości adhezyjne warstwy wierzchniej stali konstrukcyjnych, przegląd mechaniczny, nr 3/2001, s. 5-8. [8] j. cognard: some recent progress in adhesion technology and science, c. r. chimie, nr 9/2006, pp. 13-24. [9] g.d. davis, j.d. venables: surface treatments of metal adherends, in m. chaudhury, a.v. pocius: adhesion science and engineering – 2: surfaces, chemistry and applications, elsevier science b.v., 2002. [10] d. mcquillan: the structural use of adhesives, the institution of structural engineers, seto, london, 1999. [11] g. nowak: materiały regeneracyjne, materiały szkoleniowe, instytut maszyn i urządzeń energetycznych politechniki śląskiej w gliwicach, gliwice 2001. dysproporcja uzyskanych wyników ciśnienia granicznego dla trzech zastosowanych rozwiązań naprawczych wynika z docelowego przeznaczenia zastosowanych materiałów. taśma zbrojona jest materiałem uniwersalnego zastosowania i stosuje się ją jedynie do napraw doraźnych. taśma uszczelniająca, mimo że nie jest rozwiązaniem przeznaczonym do wykonywania tego typu napraw, uzyskała bardzo dobry wynik, zachowując szczelność nawet do 0,7 mpa. należy również podkreślić pracochłonność i czas potrzebny na wykonanie naprawy. o ile taśma zbrojona i uszczelniająca gwarantuje szybki proces regeneracji i 100% wytrzymałości bezpośrednio po aplikacji, tak w przypadku rozwiązania dedykowanego czas przygotowawczy, wykonanie złącza i utwardzanie masy klejowej trwają bardzo długo. 201208_pspaw.pdf 58 przegląd spawalnictwa 8/2012 marzena m. lachowicz odporność korozyjna złączy spawanych stopu aluminium aw 7020 corrosion resistance of the aluminium  alloy aw 7020 welds dr. inż. marzena m. lachowicz – politechnika wrocławska. streszczenie celem pracy była ocena odporności korozyjnej złączy spawanych stopiu aluminium aw 7020 z zastosowaniem trzech rodzajów spoiwa: jednego z krzemem oraz dwóch z magnezem. w wyniku przeprowadzonych badań zaobserwowano istotne zmiany w parametrach elektrochemicznych dla poszczególnych mikroobszarów wykonanych złączy spawanych. wyniki wykazują niedostateczną ochronę anodową badanych złączy spawanych. abstract the aim of this study was to evaluate the corrosion resistance of the welded joints of the alloy aw 7020 made with the use of three types of the filler metal: one with silicon and two with magnesium. significant changes in the electrochemical parameters for each microzones of the welds were obtained. results show that it is need to ensure the anodic protection of the welds. wstęp w stopach aluminium serii 7000 podstawowym pierwiastkiem stopowym jest cynk występujący do zawartości 9% wag. prawie wszystkie stopy tej serii zawierają również mg (< 4% wag.), a w większości występuje także cu (< 3% wag.) [1]. stop aw 7020 należy do stopów o ograniczonej zawartości miedzi. stopy aluminium z cynkiem dzięki wydzielającej się fazie zn2mg należą do stopów umacnianych cieplnie. z tego względu ich właściwości wytrzymałościowe zależą od parametrów obróbki cieplnej. przesycanie i sztuczne starzenie pozwalają na uzyskanie wartości wytrzymałość na rozciąganie rm wynoszącej ponad 400 mpa [2]. wprowadzenie do aluminium pierwiastków stopowych pozwala na istotną poprawę jego właściwości mechanicznych, jednak wywołane tym tworzenie się faz o odmiennych właściwościach elektrochemicznych od roztworu stałego na bazie aluminium, wiąże się z pogorszeniem ich odporności na korozję elektrochemiczną. w pracach [3÷8] badano wpływ składu chemicznego i faz międzymetalicznych występujących w strukturze stopu na odporność korozyjną stopów serii 7000. stwierdzono, że najkorzystniejsze właściwości elektrochemiczne wykazują stopy o bardzo niskiej zawartości miedzi. w przypadku występowania w ich składzie chemicznym tego pierwiastka, większość z nich wykazuje bardzo umiarkowaną odporność na różne typy korozji elektrochemicznej. oprócz składu chemicznego, na odporność korozyjną stopów aluminium istotny wpływ wywiera również zastosowana obróbka cieplna. odpowiedni dobór warunków sztucznego starzenia może znacznie przyczyniać się do poprawy ich odporności na korozję [1]. w pracy [9] wykazano, że wydzielanie się fazy zn2mg (η) powoduje przesunięcie potencjału ekor w kierunku wartości katodowych, co związane jest z bardziej ujemną wartością potencjału korozyjnego tej fazy w stosunku do osnowy. nie bez znaczenia dla zachowania korozyjnego pozostaje również wielkość ziarna roztworu stałego α. stop aw 7475 o strukturze nanokrystalicznej charakteryzował się niższymi wartościami potencjału korozyjnego i prądu korozyjnego niż próbka o mikrometrycznej wielkości ziarna [8]. szczególnie dużą wrażliwość aluminium i jego stopy wykazują w przypadku działania jonów chlorków, prowadzących do niszczenia tworzącej się na ich powierzchni warstwy pasywnej. badania nad spawalnością stopów serii 7000 opisano w [10÷16]. podstawowym problemem dotyczącym 59przegląd spawalnictwa 8/2012 spawalności stopów aluminium jest ich duża skłonność do tworzenia pęknięć gorących, wynikająca z ich wysokiego przewodnictwa cieplnego, skurczu objętościowego oraz zjawiska likwacji. z tego względu konstrukcje spawane wykonywane są głównie ze stopów serii 5000 i 6000. autorzy realizowanych badań zwracają uwagę na tendencję stopów serii 7000 do obniżenia twardości w strefie wpływu ciepła [10,12÷14,16]. zmiany te związane są z koagulacją faz umacniających stop wydzieleniowo. celem pracy była ocena odporności korozyjnej złączy spawanych stopu aw 7020 z zastosowaniem trzech spoiw: jednego z krzemem oraz dwóch z magnezem. zmiany w mikrostrukturze, ze względu na wysoką temperaturę procesu spawania, mogą prowadzić do przestarzenia stopu, co wpłynie na odporność korozyjną. jednocześnie zastosowanie spoiw o odmiennym składzie chemicznym wiąże się również ze zmianą potencjału w obszarze spoiny w odniesieniu do materiału rodzimego, co nie pozostaje bez wpływu na odporność korozyjną spawanego materiału. materiał i metodyka badań materiał do badań stanowił stop aluminium z cynkiem przeznaczony do przeróbki plastycznej aw 7020. skład chemiczny badanego materiału zestawiono w tablicy i, natomiast jego mikrostrukturę pokazano na rysunku 1. w toku wstępnych badań materiałowych ustalono kierunek walcowania blach o grubości 10 mm, dla których wykonano złącza doczołowe poprzeczne do kierunku walcowania. jako materiał dodatkowy zastosowano trzy gatunki stopów: almg5 (elektroda 1), almg4,5mn (elektroda 2) i alsi5 (elektroda 3) objętych pn-en iso 18273:2007. spawano metodą gtaw prądem przezmiennym o natężeniu 230 a. starzenie naturalne przebiegało w temperaturze pokojowej przez okres ok. 1 miesiąca. w celu przeprowadzenia badań makroi mikroskopowych złączy spawanych wykonano przekroje przez całą grubość blachy obejmujące spoinę, strefę wpływu ciepła oraz materiał rodzimy. badania mikroskopowe wykonano na mikroskopie świetlnym neophot 32 po trawieniu chemicznym odczynnikiem mi1al (pn-75/h-04512). elektrochemiczne pomiary stałoprądowe służące do oceny odporności korozyjnej przeprowadzono metodami obejmującymi pomiar potencjału obwodu otwartego eo i zarejestrowanie zależności i = f(e) podczas badań polaryzacyjnych w trójelektrodowym układzie pomiarowym. układ pomiarowy całkowicie zautomatyzowany składał się z naczynka pomiarowego, potencjostatu atlas 0531 elektrochemical unit & impedance analyser oraz sterownika komputerowego. elektroda pomocnicza była wykonana ze stali austenitycznej, natomiast jako elektrodę odniesienia zastosowano nasyconą elektrodę ag/agcl. próbki do badań korozyjnych były szlifowane, a następnie polerowane bezpośrednio przed pomiarem. powierzchnia elektrody badanej (próbki) wynosiła 0,785 cm2. próbki pobrane z połączeń spawanych zostały wycięte ze środka spoiny. dla każdej spoiny wykonano trzy próbki, na których prowadzono pomiary. przed rozpoczęciem pomiaru każda próbka przebywała przez 30 min w 5% roztworze nacl o temperaturze 20oc w celu stabilizacji potencjału stacjonarnego, po czym była poddawana w tym samym roztworze polaryzacji w kierunku anodowym z prędkością de/dt = 1 mv/s. wartość ph zastosowanego roztworu korozyjnego wynosiła 7,5. wartość początkową potencjału badań potencjodynamicznych wyznaczono w oparciu o wartości potencjału obwodu otwartego eo, przyjmując wartość o ok. 200 mv niższą. wartości prądu ikor, potencjału korozji ekor oraz oporu polaryzacji rp wyznaczono metodą sterna, a zużycie korozyjne wg wzoru vp = (m/z·f·ρ)·ikor mm/rok, gdzie: m – masa molowa metalu, z – liczba elektronów uczestnicząca w reakcji elektrodowej, f – stała faradaya, ρ – gęstość metalu. zastosowanie następujących danych dla aluminium: m = 27 g/mol, z = 3 dla reakcji al → al3+ + 3e-, f = 96484,33 c/mol, ρ = 2,70 g/cm3 pozwoliło na wyznaczenie współczynnika przeliczeniowego: vp = 0,01089·ikor mm/rok. wyniki badań badania mikroskopowe materiału w stanie dostawy badania mikroskopowe przeprowadzone dla stopu w stanie dostawy wykazały, że stop charakteryzował się występowaniem fazy alfesimn z obecnością takich pierwiastków jak cu, zn oraz cr. stwierdzono także obecność pojedynczych wydzieleń pierwotnej fazy zn2mg (η) (rys. 1). interpretację tych faz, niemożliwych do wykrycia metodą dyfrakcji rentgenowskiej ze względu na ich małą zawartość objętościową, wykonano na podstawie mikroanalizy składu chemicznego edx oraz danych literaturowych [2]. stop znajdował się w stanie obróbki cieplnej t-6, co wskazuje, że w strukturze obecne są również koherentne lub półkoherentne w stosunku do osnowy wydzielenia fazy wtórnej mgzn2 (η’), niewidoczne w obrazie mikroskopu świetlnego. stan obróbki cieplnej potwierdza twardość stopu wynosząca w stanie dostawy 112 ± 2 hv5. tablica i. skład chemiczny badanego stopu table i. chemical composition of tested alloy pierwiastek zn mg mn fe cr si zr+ti zr cu al zawartość, % wag. 4,0 1,4 0,40 0,30 0,11 0,13 0,19 0,16 ślady reszta 60 przegląd spawalnictwa 8/2012 badania mikroskopowe złącza spawanego z zastosowaniem spoiwa 1 (almg5) w obszarze spoiny, a także w strefie wpływu ciepła nie stwierdzono występowania pęknięć oraz innych wad spawalniczych (rys. 2). mikrostruktura spoiny była jednorodna i cechowała się strukturą charakterystyczną dla stopów odlewniczych z drobnodyspersyjnymi wydzieleniami faz międzymetalicznych, obecnymi w przestrzeniach międzydendrytycznych roztworu stałego α (rys. 3). stopień dyspersji tych wydzieleń związany jest z większą szybkością chłodzenia występującą przy spawaniu niż w warunkach odlewania. w obszarze spoiny stwierdzono występowanie pojedynczych pęcherzy gazowych. zaobserwowano również nadtapianie równowagowe, które związane jest z rozpuszczaniem faz międzymetalicznych występujących na granicach ziaren, wywołujące segregację składu chemicznego (rys. 3). prowadzi to do obniżenia temperatury topnienia tych obszarów [19]. w strefie wpływu ciepła (swc) obserwowano rozrost ziaren roztworu stałego oraz wydzieleń faz umacniających stop wydzieleniowo (rys. 4). podobne spostrzeżenia odnotowano w [2]. wyniki badań wytrzymałościowych oraz rozkłady twardości dla uzyskanych połączeń spawanych przedstawiono w [17]. badania mikroskopowe złącza spawanego z zastosowaniem spoiwa 2 (almg4,5mn) w obszarze spoiny, a także w strefie wpływu ciepła połączenia spawanego wykonanego z zastosowaniem spoiwa 2, nie stwierdzono występowania pęknięć oraz innych wad spawalniczych (rys. 5). rys. 1. mikrostruktura badanego stopu aw 7020 w stanie dostawy, stan trawiony: a) mikroskopia świetlna, b) sem fig 1. microstructure of aw 7020 alloy as delivered, surface etched: a) light microscopy, b) sem rys. 2. mikrostruktura złączy spawanego wykonanego z zastosowaniem spoiwa 1, mikroskopia świetlna, stan trawiony fig. 2. microstructure of welded joint made with the use of filler metal 1, light microscopy, surface etched rys. 3. mikrostruktura spoiny wykonanej z zastosowaniem spoiwa 1, widoczne nadtapianie równowagowe na granicach ziaren, mikroskopia świetlna, stan trawiony fig. 3. weld microstructure in the welded joint made with the use of filler metal 1, in the grain boundary visible equilibrium solidification, light microscopy, surface etched rys. 4. mikrostruktura strefy wpływu ciepła w złączu wykonanym z zastosowaniem spoiwa 1, widoczny rozrost ziaren roztworu stałego α mikroskopia świetlna, stan trawiony fig. 4. heat affected zone microstructure in the welded joint made with the use of filler 1, α-phase grain coursing visible, light microscopy, surface etched rys. 5. mikrostruktura strefy wpływu ciepła w złączu spawanym wykonanym z zastosowaniem spoiwa 2, mikroskopia świetlna, stan trawiony fig. 5. heat affected zone microstructure in the welded joint made with use of filler metal 2, light microscopy, surface etched a) b) 61przegląd spawalnictwa 8/2012 w swc zaobserwowano rozrost ziaren roztworu stałego α. mikrostruktura spoiny cechowała się strukturą dendrytyczną z występującymi w przestrzeniach międzydendrytycznych roztworu stałego α drobnodyspersyjnymi wydzieleniami faz międzymetalicznych. w jej obszarze stwierdzono występowanie pojedynczych pęcherzy gazowych. podobnie jak w połączeniach spawanych z zastosowaniem spoiwa 1 obserwowano nadtapianie równowagowe faz międzymetalicznych w obszarze spoiny (rys. 6). wyniki prób wytrzymałościowych oraz rozkłady twardości dla uzyskanych złączy spawanych przedstawiono w [17]. badania mikroskopowe złącza spawanego z zastosowaniem spoiwa 3 (alsi5) dla złączy wykonanych z zastosowaniem spoiwa alsi5 stwierdzono w obszarze spoiny występowanie licznych rzadzizn (rys. 7). mikrostruktura spoiny rys. 7. mikrostruktura złącza spawanego wykonanego z zastosowaniem spoiwa 3, mikroskopia świetlna, stan trawiony fig. 7. microstructure of welded joint made with the use of filler metal 3, light microscopy, surface etched rys. 8. mikrostruktura spoiny w złączu spawanym wykonanym z zastosowaniem spoiwa 3, widoczne drobnodyspersyjne wydzielenia faz międzymetalicznych w przestrzeniach roztworu stałego mikroskopia świetlna, stan trawiony fig. 8. weld microstructure in welded joint made with the use of filler 3, visible fine-dispersion particles of intermetallic phases in the solid solution, light microscopy, surface etched cechowała się strukturą dendrytyczną z drobnodyspersyjnymi wydzieleniami obecnymi w przestrzeniach międzydendrytycznych roztworu stałego α (rys. 8). w swc zaobserwowano rozrost ziaren roztworu stałego α (rys. 7). wyniki prób wytrzymałościowych oraz rozkłady twardości dla uzyskanych złączy spawanych przedstawiono w [17]. badania elektrochemiczne na rysunku 9 zestawiono przykładowe krzywe polaryzacyjne uzyskane dla próbek pobranych z obszaru spoin wykonanych połączeń spawanych. w tablicy ii podano średnie wartości parametrów elektrochemicznych, uzyskane na podstawie trzech pomiarów wykonanych dla każdego z badanych połączeń. uzyskane wartości oporu polaryzacji rp określające szybkość zmian korozyjnych wykazują dla poszczególnych spoiw niewielkie zróżnicowanie. najwyższe wartości oporu polaryzacji uzyskano dla spoiwa almg5, natomiast najniższe dla alsi5. podobnie kształtują się rys. 9. przykładowe krzywe polaryzacyjne uzyskane dla stopu aw 7020 oraz dla próbek pobranych z obszaru spoiny wykonanych złączy spawanych fig. 9. example of polarization curves obtained for aw 7020 alloy and weld selected from welded joint rys. 6. mikrostruktura spoiny wykonanej z zastosowaniem spoiwa 2, widoczne nadtapianie równowagowe na granicach ziaren, mikroskopia świetlna, stan trawiony fig. 6. weld microstructure in the welded joint made with the use of filler metal 2, in the grain boundary visible equilibrium solidification, light microscopy, surface etched spoiwo spoiwo spoiwo 62 przegląd spawalnictwa 8/2012 wartości zużycia korozyjnego vp. najniższa szybkość korozji powinna być obserwowana dla złącza wykonanego z zastosowaniem spoiwa z magnezem almg5, natomiast najwyższa – dla spoiwa z krzemem. uzyskane wartości gęstości prądów dla badanych spoin są do siebie zbliżone i pozostają w korelacji z wartością parametru rp, tj. im niższa wartość gęstości prądu korozji, tym wyższa wartość oporu polaryzacji. wszystkie spoiny wykonane z wykorzystaniem spoiw almg5, almg4,5mn i alsi5 charakteryzują się również zbliżoną wartością potencjału korozyjnego. jest ona niższa od potencjału korozyjnego materiału rodzimego, dla stopu aw 7020 wynoszącego -803 mv. ta różnica potencjałów (w przybliżeniu 80 mv) jest wystarczająca do wystąpienia korozji galwanicznej. powoduje to utworzenie w złącza spawanym makroobszarów o odmiennym potencjale elektrochemicznym i nie zapewnia ochrony spoiny. badania mikroskopowe po badaniach elektrochemicznych wykonano obserwacje mikroskopowe próbek po badaniach elektrochemicznych. w przypadku połączeń spawanych wykonanych z zastosowaniem spoiw z magnezem obserwowano zbliżony charakter zniszczeń korozyjnych po badaniach elektrochemicznych (rys. 10, 11). roztwarzaniu ulegał roztwór stały α, co świadczy o anodowym charakterze (w stosunku do osnowy) obecnych w mikrostrukturze wydzieleń. szczególnie niekorzystne zachowanie korozyjne obserwowano w przypadku złącza spawanego wykonanego z zastosowaniem jako spoiwa stopu aluminium z krzemem. również w tym złącza spawanym obecność faz międzymetalicznych sprzyja silnemu roztwarzaniu roztworu stałego α wokół tych wydzieleń (rys. 12). stopy serii 7000 wykazują znaczną podatność na korozję międzykrystaliczną. taki układ morfologiczny mikrostruktury, jak w przypadku połączenia spawanego wykonanego z zastosowaniem spoiwa z krzemem, charakteryzujący się wytworzeniem ciągłej otoczki faz międzymetalicznych na granicach ziaren, sprzyja jej wystąpieniu [18]. rys. 10. powierzchnia obszaru spoiny 1 po badaniach elektrochemicznych, widoczne roztwarzanie roztworu stałego α wokół wydzieleń faz międzymetalicznych, sem fig. 10. surface of weld metal 1 after electrochemical test, visible α-phase solid solution digestion around intermetallic phases, sem rys. 11. powierzchnia obszaru spoiny 2 po badaniach elektrochemicznych, widoczne roztwarzanie roztworu stałego α wokół wydzieleń faz międzymetalicznych, sem fig. 11. surface of weld metal 2 after electrochemical test, visible α-phase solid solution digestion around intermetallic phases, sem rys. 12. powierzchnia obszaru spoiny 3 po badaniach elektrochemicznych, widoczne roztwarzanie roztworu stałego α wokół wydzieleń faz międzymetalicznych tworzących ciągłą otoczkę po granicach ziaren, sem fig. 12. surface of weld metal 3 after electrochemical test, visible α-phase solid solution digestion around intermetallic phases are continuous through grain boundaries, sem tablica ii. zestawienie parametrów elektrochemicznych dla próbek pobranych z obszaru spoiny – stop aw 7020 table ii. electrochemical parameters of samples of weld metal – aw 7020 alloy parametr eo (i=0) mv ekor mv ikor µa/cm2 rp kω·cm2 vp mm/rok stop aw 7020 -808 -803 6,43 0,58 0,07 elektroda 1 almg5 -888 -880 2,43 2,32 0,03 elektroda 2 almg4,5mn -893 -881 9,01 1,02 0,09 elektroda 3 alsi5 -894 -883 10,2 0,89 0,11 63przegląd spawalnictwa 8/2012 literatura [1] dudzik k., czechowski m.: the properties of alzn5mg1 (aw7020) alloys welded by new technology friction stir welding. journal of kones, 2008, vol. 15, no. 3, s. 115-120. [2] ma. t. den ouden, g.: softening behaviour of al-zn-mg alloys due to welding. materials science and engineering a, 1988 vol. a226, s. 198-204. [3] andreatta f., lohrengel m.m, terryn h., de wit j.h.w.: electrochemical characterisation of aluminium aa7075-t6 and solution heat treated aa7075 using a micro-capillary cell. electrochimica acta, 2003, vol. 48, s. 3239-3247. [4] andreatta f., terryn h., de wit j.h.w.: effect of solution heat treatment on galvanic coupling between intermetallics and matrix in aa7075-t6. corrosion science, 2003, vol. 45, s. 1733-1746. [5] kwiatkowski l.: podatność na korozję i skuteczność aktualnych metod ochrony przed korozją stopów aluminium w budownictwie. inżynieria powierzchni, 2009, 4, s. 24-33. [6] nowak m., opyrchał m., motyka m., płonka b., rajda m.: korozja ultradrobnoziarnistych stopów aluminium serii 2xxx i 7xxx. rudy i metale nieżelazne, 2010, 7, s. 514-517. [7] meng q., frankel g.s.: effect of cu content on corrosion behavior of 7xxx series aluminum alloys. journal of the electrochemical society, 2004, 151, 5, s. b271-b283. [8] ura-bińczyk e., bałkowiec a.z., mikołajczyk ł., lewandowska m., kurzydłowski k.j.: wpływ wielkości ziarna na odporność korozyjną stopu aluminium 7475. ochrona przed korozją, 2011, 2, s. 44-47. [9] podrez-radziszewska m., haimann k.: badania porównawcze odporności na korozję elektrochemiczną wybranych stopów aluminium z serii 2xxx, 5xxx i 7xxx. ochrona przed korozją, r. 54, nr 7, s. 440-443. [10] ma t., den ouden g.: softening behaviour of al-zn-mg alloys due to welding. materials science and engineering a, 1998, vol. a226, s. 198-204. [11] lech-grega m., hawryłkiewicz s., richert m., szymański w.: structural parameters of 7020 alloy after heat treatment simulating the welding process. materials characterization, 2001, vol. 46, s. 251-257. [12] temmar m., hadji m., sahraoui t.: effect of post-weld aging treatment on mechanical properties of tungsten inert gas welded low thickness 7075 aluminium alloy joints. materials and design, 2011, vol. 32, s. 3532-3536. [13] hwan t.k., soo w.n.: soldification cracking susceptibility of high strenght aluminium alloy weldment. scripta materialia, 1995, vol. 34, no. 7, s. 1139-1145. [14] janaki ram g.d., mitra t.k., shankar v., sundaresan s.: microstructural refinement through inoculation of type 702 al-zn-mg alloy welds and its effect on hot cracking and tensile properties. journal of materials processing technology, 2003, vol. 142, s. 174-181. [15] jha a.k., murty s.v.s.n., diwakar v., sree kumar k.: metallurgical analysis of cracking in weldment of propellant tank. engineering failure analysis, 2002, vol. 10, s. 265-273. [16] liu c., northwood d.o., bhole s.d.: tensile fracture behavior in co2 laser beam welds of 7075-t6 aluminium alloy. materials and design, 2004, vol. 25, s. 573-577. [17] podrez-radziszewska m.: weldability problems of the technical aw7020 alloy. manufacturing technology, 2011, vol. 11, s. 59-66. [18] kuźnicka b., podrez-radziszewska m.: correlation between microstructural evolution in heat affected zone and corrosion behaviour of al-cu alloy. archives of metallurgy and materials 2008, vol. 53, iss. 3, s. 933-938. [19] tasak e.: metalurgia spawania. wydawnictwo jak andrzej choczewski. kraków 2008. dr inż. marzena m. lachowicz (poprzednio: marzena podrezradziszewska) jest stypendystką ministra nauki i szkolnictwa wyższego dla wybitnego młodego naukowca. podsumowanie w ramach pracy wykonano złącza spawane z zastosowaniem trzech elektrod o składzie wg normy pn-en iso 18273:2007: materiały dodatkowe do spawania. druty elektrodowe, druty i pręty do spawania aluminium i jego stopów. klasyfikacja. celem prowadzonych badań była ocena odporności korozyjnej złącza spawanych stopu aw 7020 z zastosowaniem trzech spoiw: almg5, almg4,5mn i alsi5. ze względu na korozję, najkorzystniejsze jest zastosowanie jako spoiwa materiału o składzie chemicznym zbliżonym do materiału rodzimego. zapewnia to uzyskanie zbliżonej wartości potencjału elektrochemicznego w materiale rodzimym i obszarze spoiny. warto zwrócić uwagę, że norma ta nie przewiduje stosowania nowych spoiw dla stopów serii 7000. w praktyce spotyka się zatem próby łączenia stopu aw 7020 tradycyjnymi elektrodami objętymi ww. normą, tj. stopami aluminium z magnezem lub krzemem. w wyniku przeprowadzonych badań zauważono istotne zmiany w parametrach elektrochemicznych dla poszczególnych mikroobszarów wykonanych połączeń spawanych. wszystkie badane połączenia spawane wykazywały zbliżoną i bardziej ujemną od materiału rodzimego wartość potencjału korozyjnego oraz potencjału obwodu otwartego. powstające różnice w wartościach potencjałów korozyjnych są na tyle istotne, że może to prowadzić do tworzenia się makroogniw korozyjnych i sprzyjać wystąpieniu korozji galwanicznej. nie zapewnia to ochrony anodowej badanych połączeń spawanych i sprzyja intensywnej korozji stosunkowo nieznacznej powierzchni spoiny. badania powierzchni próbek po badaniach elektrochemicznych wykazały, że w przypadku połączeń spawanych wykonanych z zastosowaniem spoiwa z magnezem obserwowano zbliżony charakter zniszczeń korozyjnych. w obszarze spoiny roztwarzaniu ulegał roztwór stały α, co świadczy o anodowym charakterze (w stosunku do osnowy) obecnych w jej mikrostrukturze wydzieleń. szczególnie niekorzystne zachowanie korozyjne zauważono w przypadku połączenia spawanego wykonanego z zastosowaniem jako spoiwa stopu aluminium z krzemem. obecność faz międzymetalicznych w postaci ciągłej otoczki faz międzymetalicznych po granicach ziaren sprzyja silnemu roztwarzaniu roztworu stałego α wokół tych wydzieleń. stopy serii 7000 wykazują znaczną podatność na korozję międzykrystaliczną, a taki układ morfologiczny mikrostruktury, występujący w obszarze spoiny złączy spawanych wykonanych z zastosowaniem spoiwa z krzemem, sprzyja jej wystąpieniu. 201307_pspaw_ew43.pdf 34 przegląd spawalnictwa 7/2013 mirosław broniewicz obliczanie połączeń spawanych węzłów typu n o nakrywających się prętach skratowania, wykonanych z zamkniętych kształtowników prostokątnych assessment of welded n-type overlap joints   of trusses made of hollow sections r inż. irosław broniewicz – politechnika białostocka. streszczenie zastosowanie w konstrukcjach stalowych kształtowników o przekrojach zamkniętych cieszy się coraz większą popularnością. wraz z powstaniem poradników projektowych cidect dostępne stały się narzędzia projektowe pozwalające na projektowanie połączeń spawanych węzłów spawanych z rur. określenie nośności spoin w takich połączeniach jest złożonym problemem, ponieważ wymaga ustalenia długości efektywnych poszczególnych odcinków spoin, ich rozmieszczenia z uwzględnieniem podatności ścianek oraz rozdziału obciążenia na siły składowe działające na indywidualne odcinki spoin. celem artykułu jest przedstawienie sposobu oceny nośności spoin w węzłach kratownic typu n z częściowym lub całkowitym nachodzeniem, o pasach wykonanych z rur prostokątnych lub dwuteowników i prętach skratowania wykonanych z rur prostokątnych. abstract the use of hollow section structures has received considerable attention in recent years. since the first publication of cidect additional research results became available, especially concerning design of welds between members of trusses joints. estimation of resistance of welded semi-rigid joints is a complex issue because it requires determining of effective lengths of welds, their placement on the member walls with their different rigidity and distribution of components of the loads acting on each section of welds in various joint areas. the objective of this paper is to present the most up-to-date information to designers, teachers and researchers according design of welds for overlap n-type joints of trusses made of hollow sections. st przekroje zamknięte wewnątrz puste mają wiele zalet wytrzymałościowo-statecznościowych, eksploatacyjnych, estetycznych, a przy dużej gradacji wymiarów kształtowników i ich grubości są dogodne do oszczędnego projektowania wskutek łatwego doboru potrzebnego do uzyskania konkretnej nośności. przekroje zamknięte wyparły całkowicie stosowanie kątowników w nowoczesnych rozwiązaniach konstrukcji wiązarów dachowych, przestrzennych kratownic, kładek, wiaduktów i mostów, a także całych budowli (np. stadionów), czy też budynków wielokondygnacyjnych (w tym konstrukcji zespolonych). lekkość elementów montażowych, łatwość transportu i ochrony przed korozją oraz przed ogniem korzystnie wpływa na zakres zastosowania od małych do bardzo dużych rozpiętości i wymiarów. przyczynia się to do obniżenia kosztów inwestowania i użytkowania. tradycyjne kształtowanie węzłów, zwłaszcza z rur okrągłych, prowadzi do rozwiązań mało technologicznych, wymagających dużo robocizny warsztatowej, co powoduje, że elementy są zbyt drogie, aby konkurowały pod względem ekonomicznym z elementami z kształtowników walcowanych na gorąco o profilu otwartym. utrudnienia wykonawcze oraz dość wysoka cena rur, zwłaszcza prostokątnych, spowodowały konieczność opracowania unowocześnionych rozwiązań konstrukcyjnych. 35przegląd spawalnictwa 7/2013 dają się one sprowadzić do kilku podstawowych kształtów, odpowiednich zarówno dla rur okrągłych, jak i prostokątnych (lub kwadratowych), dogodnych do półautomatycznego sterowania procesami produkcyjnymi w wytwórni konstrukcji stalowych. te rozwiązania są zwykle pozbawione dodatkowych blach węzłowych lub żeber, są oszczędne ze względu na zużycie robocizny, lecz wskutek ich podatności wymagają od projektantów uwzględnienia jej skutków. ze względu na podobieństwo wycinków węzłów do liter są one oznaczane jako węzły typu k, n, kt, t, y oraz x. ształtowanie w zł w ty u n węzły n są odmianą węzłów k, uzyskaną wtedy, kiedy jeden z krzyżulców jest projektowany o nachyleniu względem pasa pod kątem 90o. projektowanie i obliczanie nośności węzłów n o wzajemnie nakrywających się prętach skratowania, wykonanych z zamkniętych kształtowników prostokątnych, jest ujęte w pn-en 1993-1-8 [8] i omówione w publikacjach [4, 5, 7, 10]. jednak dokumenty normalizujące opracowane przez międzynarodowy instytut spawalnictwa [9], czy też przygotowany na ich podstawie projekt normy iso [6] tego typu węzła nie ujmują w swoich zaleceniach. dzieje się tak dlatego, że posługiwanie się wskaźnikiem λov w przypadku węzła typu n z nachodzeniem (zakładkę według pn-en 1993-1-8) jest niesłuszne. iloraz λov wyrażony w procentach (wg [2]) jest nieprzydatny do oceny stopnia nakrywania się prętów skratowania w przypadku węzła n. jeżeli przyjąć pełne umieszczenie słupka na krzyżulcu (rys. 1a), to uzyskuje się w przypadku kształtowników kwadratowych tych samych wymiarów obu prętów: q = hi oraz p = hj /sinʘj co daje: λov = q / p stąd λov = sinʘj (1) rozpatrując, zgodnie z pn-en 1993-1-8 [8], granice nachylenia krzyżulca o wartości kąta 30o ≤ ʘj ≤ 60 o, uzyskuje się przy: ʘj = 30 o, λov = 0,5 (50%) (2) ʘj= 60 o, λov = 0,866 (86,6%) (3) tymczasem z rysunku 1a wynika pełne umieszczenie słupka na krzyżulcu, czyli powinno być zawsze λov = 100%. wobec tego posługiwanie się wskaźnikiem λov wskazanym w normie [8], jak i w wielu publikacjach dotyczących tej normy, jest niewłaściwe. w przewodnikach cidect (np. [7]) i w podręcznikach (np. [10]) ta nieprawidłowość nie jest odnotowywana, gdyż nigdzie wskazywane wzory obliczeniowe nie odnoszą się do węzłów typu k i n, lecz tylko do typu k. zalecenia w pn-en 1993-1-8 [8], odnoszące się do oceny bezpieczeństwa węzłów typu n z zakładką (patrz tabl. 7.10) wydają się być co najmniej nieprecyzyjne, rys. 1. węzeł typu n: a) przy pełnym nachodzeniu prętów skratowania, b) przy częściowym nachodzeniu prętów skratowania i . 1 joint of n-type: a) full overlap of bracing members, b) partial overlap of bracing members a poprawka wprowadzona do tablicy 7.8, mówiąca o sprawdzaniu na ścinanie połączenia w płaszczyźnie styku z pasami, jest niemożliwa do poprawnego przeprowadzenia w wielu sytuacjach projektowych. dzieje się tak dlatego, że oceny λov,lim = 50% lub λov,lim = 80% mogą być wadliwie ustalone, gdy nachylenie krzyżulca mieści się w granicach 30o ≤ ʘj ≤ 60 o. zaniechanie ułożenia spoiny w części połączenia nakrytej przez słupek jest możliwe tylko wówczas, gdy zmieni się wartość λov,lim na mniejszą niż 50% lub 80% (i to niekiedy znacznie). węzeł typu n powinien być zawsze projektowany w taki sposób, żeby ściskany słupek częściowo lub całkowicie nakrywał rozciągany krzyżulec, ponieważ takie rozwiązanie jest prostsze do wykonania. zakres stosowania tych węzłów jest taki sam, jak węzłów typu k (patrz [2]). aby spoina poprzeczna łącząca słupek od strony pasa nie pokrywała się ze spoiną poprzeczną, łączącą tam również krzyżulec z pasem, częściowe lub całkowite nakrywanie powinno być tak zaprojektowane, żeby spoiny były układane do siebie równolegle co najmniej w odstępie ti + tj (rys. 1b). ze względu na raczej nieduże wartości nachodzenia q, wynikające z wysokości przekroju słupka, korzystanie z normowego zezwolenia, aby spoina pachwinowa w miejscu zakrytym nie była wykonana, jest niewskazane, chyba że siły w prętach skratowania są niedużej wartości w stosunku do ich nośności. 36 przegląd spawalnictwa 7/2013 stalanie dłu o ci ws ł racu cyc s oin i ic obci żenia ustalenie obciążenia działającego w poszczególnych odcinkach spoin pachwinowych wymaga najpierw rozdzielenia sił zbiegających się w węźle z prętów skratowania na ich składowe równoległe lub prostopadłe do płaszczyzn styku z pasem i w bezpośrednim styku między słupkiem i krzyżulcem. postępuje się podobnie, jak przedstawiono w [2]. siła składowa krzyżulca równoległa do osi pasa jest całkowicie przenoszona przez połączenie w płaszczyźnie styku krzyżulca (i słupka) z tym prętem. natomiast składowa siły krzyżulca prostopadła do osi pasa jest przenoszona częściowo z jednego pręta skratowania na drugi bezpośrednio w ich styku, a częściowo przez połączenie w ich stykach z pasem. aby taki podział nie powodował nadmiernego przeciążenia spoin czołowych, bezpośrednio między prętami skratowania ustala się konstrukcyjny warunek, że nakrywanie krzyżulca przez słupek powinno wynosić co najmniej q = 0,25hi (gdzie hi jest wysokością przekroju słupka). wzorując się na sposobie podziału, zaproponowanym w [2], można zapisać wartość siły przenoszonej bezpośrednio przez spoiny między krzyżulcem i słupkiem: δki = αn ki sinʘi gdy 0,25 hi ≤ q ≈ hi (4) δki = ki sinʘi gdy q ≥ hi (5) pozostała część składowej siły prostopadłej do pasa wynosi: δ(1 – αn) ki sinʘi ze słupka, gdy 0,25 hi ≤ q ≈ hi red δkj = kj sinʘj – αn ki sinʘi , gdy 0,25 hi ≤ q ≈ hi (6) red δkj = kj sinʘj – ki sinʘi , gdy q > hi (7) red δkj = 0, gdy q > hi , jeżeli do węzła nie jest przyłożone obciążenie zewnętrzne kratownicy, przy czym: αn = q / hi. tak ustalone obciążenia składowe działają w płaszczyznach styków między prętami skratowania i w płaszczyźnie ich styku z pasem. w tym drugim przypadku wstępują dwie sytuacje projektowe zależne od tego, jaki rodzaj kształtownika zastosowano na pas, a mianowicie w przypadku: i – zamkniętego kształtownika o przekroju prostokątnym – rysunek 2, ii – dwuteownika europejskiego lub szerokostopowego – rysunek 3. na tych rysunkach pokazano w ich częściach: a) rozwiązanie konstrukcyjne węzła i siły w prętach skratowania, b) układ połączenia na spoiny pachwinowe, gdy q < hi, c) układ połączenia na spoiny pachwinowe, gdy q = hi. ustalenie długości współpracujących odcinków spoin pachwinowych rozpatruje się w oparciu o sytuację projektową i (pas z kształtowników zamkniętych) (rys. 4): rys. 2. układ spoin pachwinowych węzła typu n z nachodzeniem, gdy pas wykonano z kształtownika prostokątnego: a) widok węzła, b) kład spoin przy częściowym przykryciu przez słupek, c) kład spoin przy całkowitym przykryciu przez słupek i . 2. layout of fillet welds of overlap n-type joint with the chord made of hollow section: a) joint view, b) welds in joint with partial overlap, c) welds in joint with full overlap rys. 3. układ spoin pachwinowych węzła typu n z nachodzeniem, gdy pas wykonano z dwuteownika: a) widok węzła, b) kład spoin przy częściowym przykryciu przez słupek, c) kład spoin przy całkowitym przykryciu przez słupek i . 3 layout of fillet welds of overlap n-type joint with the chord made of h-section: a) joint view, b)welds in joint with partial overlap, c) welds in joint with full overlap 37przegląd spawalnictwa 7/2013 l1 = hj / sinʘj l2 = bj,eff= 10 • t0 fy0 bj b0/t0 tj fyj lecz: bj,eff ≤ bj , bj,red = bj – 2aw l3 = hi,red = (1 – αn )hi / sinʘi l4 = bi,eff= 10 • t0 fy0 bi b0/t0 ti fyi lecz: bi,eff ≤ bi . natomiast w sytuacji projektowej ii (pas z dwuteownika): rys. 5: l1, l3, bj,red jak uprzednio, l2 = pj,eff = tw + 2r +7tf fy0 / fyj ≤ bj , lecz: pj,eff ≤ bj , l4 = pi,eff = tw + 2r +7tf fy0 / fyi ≤ bi , lecz: pi,eff ≤ bi , przy czym: ʘi , ʘj – jak na rysunku 2, bi, bj – szerokość zamkniętych kształtowników prostokątnych zastosowanych na pręty skratowania, ti, tj, t0 – grubość prętów skratowania lub pasa z kształtownika zamkniętego, tf, tw – grubość stopki lub środnika dwuteownika, r – promień zaokrąglenia między środnikiem a stopką dwuteownika, fyi, fyj, fy0 – granice plastyczności stali zastosowanej na pręty skratowania lub pas, aw – grubość spoiny. gdy 0,25hi ≤ q ≈ hi, wówczas w styku prętów skratowania z pasem składowe równoległe obciążają kład spoin według rysunku 4a lub rysunku 5a. siły przypadające na poszczególne odcinki wynoszą: p1 ’ = kj cosʘj l1 / σl ; p2 ’ = kj cosʘj l2 / σl pb,red ’ = kj cosʘj bj,red / σ l p3 ’ = kj cosʘj l3 / σl ; p4 ’ = kj cosʘj l4 / σl gdzie: σl = 2l1 + l2 + 2l3 + l4 + bj,red (9) gdy q = hi, wówczas całe składowe równoległe do pasa są przekazywane na kład według rysunku 4b lub rysunku 5b. siły przypadające na poszczególne odcinki wyznacza się z równania (8), przy czym p3’ = 0 oraz p4’ = 0. siły prostopadłe do pasa obciążają kład spoin w przypadku sytuacji projektowej i według rysunku 4a. uzyskuje się wówczas: p1” = redδkjl1 /(2l1 + l2+bj,red); p2” = redδkjl2 /(2l1 + l2+bj,red); pb” = redδkjbj,red /(2l1 + l2+bj,red) p3” = δ(1 – αn) kil3 /(2l3 + l4); p4” = δ(1 – αn) kil4 /(2l3 + l4); z kolei w sytuacji projektowej ii jest (rys. 5a): p1” = 0 oraz p2”, p3”, p4”, pb” według równań (10). składowe sił obciążające połączenie bezpośrednie między prętami skratowania, jak też długości współpracujących odcinków spoin ustala się w sposób przedstawiony w [2], pamiętając, że ʘi = π/2. rys. 4. przekroje obliczeniowe spoin, gdy pas wykonano z zamkniętego kształtownika prostokątnego przy ułożeniu wszystkich spoin w przypadku: a) q < hi, b) q = hi i . 4. design cross-sections of welds with the chord made of rectangular hollow section in case of all welds arranged: a) q < hi, b) q = hi rys. 5. przekroje obliczeniowe spoin, gdy pas wykonano z dwuteownika przy ułożeniu wszystkich spoin w przypadku: a) q < hi, b) q = hi i . 5. design cross-sections of welds with the chord made of hsection in case of all welds arranged: a) q < hi, b) q = hi } (8) }(10) yznaczanie składowyc na r że i ocena no no ci zł czy składowe naprężeń: σ┴’, τ┴’ i τ;’, jak również σ┴”, τ┴” i τ;”, w zależności od naprężeń σ’ i σ’’ wyznacza się w sposób przedstawiony w [2], korzystając z zamieszczonych tam rysunków. ze względu na to, że 38 przegląd spawalnictwa 7/2013 w tej publikacji dostosowano zwroty sił w krzyżulcu i słupku do najczęstszych sytuacji obliczeniowych, podczas wyznaczania wartości tych składowych naprężeń należy zmienić znaki odpowiednio do rozpatrywanej sytuacji. tu łatwo zdarzają się pomyłki. aby ułatwić pracę projektantowi, rozpatrzono zagadnienia ponownie, wtedy, kiedy krzyżulec jest rozciągany, a słupek ściskany. naprężenia w spoinach od obciążeń równoległych do pasa wynoszą: a) na odcinkach podłużnych dla spoin ułożonych: – przy ściankach krzyżulca: σ’=0; σ┴’=τ┴’=0; τ;’=p1’/awl1 (11) – przy ściankach słupka: σ’=0; σ┴’=τ┴’=0; τ;’=p3’/awl3 (12) b) na odcinku poprzecznym nie w pełni współpracującym krzyżulca: σ’=p2’/awl2; σ┴’= -σ’sin(ʘj /2); τ┴’=-σ’cos(ʘj /2); τ;’=0 (13) c) na odcinku poprzecznym w pełni współpracującym krzyżulca: σ’=pb’/awbj,red; σ┴’= -σ’cos(ʘj /2); τ┴’=-σ’sin(ʘj /2); τ;’=0 (14) d) na odcinku poprzecznym nie w pełni współpracującym słupka: σ’=p4’/awl4; σ┴’=-σ’√2/2; τ┴’=-σ’√2/2; τ;’=0 (15) naprężenia w spoinach od obciążeń prostopadłych do pasa wynoszą: a) na odcinkach podłużnych spoin ułożonych: – przy ściankach krzyżulca: σ”=p1”/awl1; σ┴”= –σ”√2/2; τ┴”=σ”√2/2; τ;”=0 (16) – przy ściankach słupka: σ”=p3”/awl3; σ┴”=-σ”√2/2; τ┴”= –σ”√2/2; τ;”=0 (17) b) na odcinku poprzecznym nie w pełni współpracującym krzyżulca: σ”=p2”/awl2; σ┴”=σ”cos(ʘj /2); τ┴”= –σ”sin(ʘj /2); τ;”=0 (18) c) na odcinku poprzecznym w pełni współpracującym krzyżulca: σ”=pb”/awbj,red; σ┴”= –σ”cos(ʘj /2); τ┴”=σ”sin(ʘj /2); τ;”=0 (19) d) na odcinku poprzecznym nie w pełni współpracującym słupka: σ”=p4”/awl4; σ┴”=σ”√2/2; τ┴”=–σ”√2/2; τ;”=0 (20) składowe naprężeń na poszczególnych odcinkach należy sumować, biorąc wartości określone przy działaniu sił w krzyżulcach po ich przetworzeniu na składowe równoległe lub prostopadłe do osi pasa, czy też równoległe lub prostopadłe do osi krzyżulca nakrywanego (pamiętając o ich znakach): τ ; = τ ; ’ + τ ; ” σ┴= σ┴’ + σ┴” (21) τ┴= τ┴’ + τ┴” mając wyznaczone składowe sumaryczne, przystępuje się do oceny bezpieczeństwa w połączeniu spoin poprzecznych i podłużnych (w pełni lub częściowo współpracujących), stosując wzory normowe: [σ┴ 2+3(τ┴ 2+τ ; 2)]0,5 ≤ fu/(βw γm2) (22) oraz σ┴ ≤ 0,9 fu/γm2 (23) gdzie: βw – współczynnik korelacji spoin pachwinowych, fu – odpowiednia wytrzymałość na rozciąganie stali, γm2 = 1,25 – współczynnik bezpieczeństwa. podsumowanie węzły kratownic wykonanych z kształtowników o przekrojach zamkniętych są węzłami podatnymi, głównie z powodu stosowanej technologii ich wykonania, tzn. bezpośredniego spawania elementów skratowania do stosunkowo cienkiej ścianki czołowej pasa. podstawy obliczania nośności spoin w tego typu połączeniach przedstawione w normie europejskiej oraz innych dokumentach normalizacyjnych zawierają tylko bardzo ogólne stwierdzenia, nie podając żadnych szczegółowych procedur wymiarowania, które projektanci mogliby wykorzystać w swojej pracy. ponadto dotyczą one tylko węzłów typu t, x, k oraz n kształtowanych z odstępem między prętami skratowania, natomiast brak jest informacji dotyczących sprawdzania nośności spoin w węzłach typu k i n wykonywanych z częściowym lub całkowitym nachodzeniem prętów skratowania na siebie. przedstawiono metodę sprawdzenia nośności spoin w węzłach typu n kratownic o pasach wykonanych z rur prostokątnych lub dwuteowników i prętach skratowania wykonanych z rur prostokątnych, o prętach skratowania częściowo lub całkowicie nachodzących na siebie w węźle. metoda ta obejmuje określenie naprężeń w spoinach w różnych stanach obciążenia w zależności od ich długości efektywnych i porównanie ich z wartościami dopuszczalnymi. 39przegląd spawalnictwa 7/2013 literatura (c.d. ze str. 38) [1] bródka j., broniewicz m.: obliczanie połączeń spawanych węzłów kratownic z rur prostokątnych. – konstrukcje stalowe. 2002 nr 4, s. 29-34. [2] bródka j., broniewicz m.: calculation of welding trusses overlap joints, archives of civil engineering. committee for civil engineering, polish academy of sciences: 2013. 24 p. [3] bródka j., broniewicz m.: ocena nośności połączeń spawanych z rur według en 1993-1-8: konstrukcje stalowe, 2007, nr 1, s. 32-38. [4] bródka j., broniewicz m.: konstrukcje stalowe z rur. arkady. warszawa 2001. [5] bródka j., kozłowski a., ligocki i., łaguna j., ślęczka l.: projektowanie i obliczanie połączeń i węzłów konstrukcji stalowych. tom 1. pwt. rzeszów 2009. [6] bs iso 14346 welding – static design procedure for hollow section joints. draft 2011. [7] packer j. a., wardenier j., zhao x.-l., van der vegte g. j.: design guide for rectangular hollow section (rhs) joints under predominantly static loading. second edition. lss verlag. cidect 2009. [8] pn–en 1993-1-8:2006 eurokod 3: projektowanie konstrukcji stalowych – część 1-8: projektowanie węzłów. [9] static procedure for welded hollow section joints. recommendations. 3rd edition. international institute of welding. commission xv. iiw doc. xv-1329-09. [10] wardenier j., packer j. a., zhao x.-l., van der vegte g. j.: hollow section in structural applications. bouwen met staal. zoeteman 2010. publikacja została przygotowana w ramach pracy statutowej katedry konstrukcji budowlanych politechniki białostockiej. profesor władysław włosiński doktor honoris causa politechniki świętokrzyskiej w dniu 12 czerwca 2013 r. w głównej auli wykładowej politechniki świętokrzyskiej w kielcach został nadany profesorowi dr hab. inż. władysławowi wosińskiemu tytuł doktora honoris causa politechniki świętokrzyskiej w kielcach. nadanie tego tytułu stanowi wyraz uznania dla prof. władysława włosińskiego jako uczonego i uhonorowania wieloletniej współpracy z uczelnią. profesor władysław włosiński jest specjalistą w dziedzinie technologii materiałowych, znawcą najnowocześniejszych materiałów, twórcą zaawansowanych metod różnych niemetali z metalami. wyniki badań profesora publikowane były na całym świecie w formie artykułów i książek stanowiąc bardzo bogaty dorobek publikacyjny. był i nadal jest opiekunem naukowym wielu adeptów nauki jako promotor i recenzent ich prac. jednocześnie profesor pełnił szereg odpowiedzialnych funkcji: m.in. członka prezydium polskiej akademii nauk i przewodniczący wydziału iv nauk technicznych polskiej akademii nauk. profesor władysław włosiński jest również osobą niezwykle zasłużoną dla kieleckiego ośrodka naukowego w tym jest współtwórcą centrum laserowych technologii metali (dawniej centrum badawczego technologii laserów) w kielcach, w którym do dnia dzisiejszego jest członkiem rady programowej. profesor swoją działalnością organizacyjną i naukową wywarł pozytywne piętno w kieleckim środowisku naukowym współtworząc atmosferę akademickości i inspirując badania naukowe ukierunkowane na nowe technologie laserowej obróbki metali i tworzyw ze szczególnym uwzględnieniem laserowego kształtowania metali. wybitnemu profesorowi, panu profesorowi władysławowi włosiskiem, pragnę złożyć w imieniu swoim i zespołu redakcyjnego miesięcznika naukowo-technicznego przegląd spawalnictwa najserdeczniejsze życzenia zdrowia i dotychczasowej energii oraz nowych pomysłów w kierowaniu pracami naukowymi. prof. dr hab. inż. jerzy nowacki redaktor naczelny 201703_pspaw.pdf 46 przegląd  spawalnictwa vol. 89 3/2017 warunki natryskiwania hvof powłoki cr3c2-nicr  na stal 316l  hvof spraying process conditions of coating cr3c2-nicr deposited onto 316l steel inż. monika niedzielska; dr hab. inż. tomasz chmielewski, prof. pw – politechnika warszawska. autor korespondencyjny/corresponding author: t.chmielewski@wip.pw.edu.pl streszczenie natryskiwanie cieplne jest metodą modyfikacji powierzchni pokrewną spawalnictwu, wytwarzane z jej zastosowaniem powłoki są połączone z podłożem adhezyjnie lub mechanicznie, w niektórych przypadkach dyfuzyjnie lub lokalnie nawet metalurgicznie [1]. odbywa się to poprzez dostarczenie materiału powłokowego w postaci proszku lub drutu do palnika, za pomocą którego materiał powłokowy jest topiony lub nagrzewany do temperatury bliskiej topnienia. następnie przyspieszone w strumieniu gazów cząstki materiału z dużą prędkością uderzają w powierzchnię nastrykiwaną, tworząc powłokę. natryskiwanie powłok na podłoże stalowe cr-ni austenityczne nierdzewne budzi zwykle wątpliwości związane z trudnościami uzyskania wystarczająco wysokiej przyczepności, gdyż pokrywająca naturalnie stal chromową powłoka tlenku chromu stanowiąca o odporności korozyjnej, niestety obniża przyczepność powłok natryskanych separując powłokę od metalicznego podłoża. celem pracy było opracowanie warunków natryskiwania metodą hvof powłoki cr3c2-nicr na podłożu stali 316l z uzyskaniem możliwie wysokiej przyczepności. szczególną uwagę poświęcono przygotowaniu powierzchni oraz zapewnieniu cząstkom natryskiwanym dostatecznie wysokiej energii kinetycznej. słowa kluczowe: natryskiwanie hvof; powłoki; natryskiwanie cieplne abstract thermal spray process is a method of modifying the surface and it is related to welding technology. in this way produced coatings are connected to the substrate adhesively or mechanically, and in some cases even diffusion or locally metallurgically [6]. this is done by providing the coating material in the form of powder or wire to the torch. coating material is melted or heated close to the melting temperature. the coating material particles are accelerated in gas stream to high velocity, then they impact to the substrate surface. spraying the coating on the substrate cr-ni austenitic stainless steel substrate usually raises concerns about difficulties with obtaining sufficiently high adhesion, because steel chrome is usually covered by chromium oxide which protects against corrosion, but additionaly reduces the adhesion of sprayed coatings by isolating coating of metallic substrates. the aim of the work was to develop conditions for hvof spraying method of cr3c2-nicr coatings on the steel 316l substrate. particular attention was given to preparing the surface of the substrate and ensuring a sufficiently high kinetic energy. keywords: hvof spraying process; coatings; thermal spraying charakterystyka natryskiwania  płomieniowego naddźwiękowego hvof natryskiwanie cieplne jest metodą, która po odpowiednim przygotowaniu podłoża, umożliwia nanoszenie powłok właściwie na każdy rodzaj materiału. najczęściej stosuje się ją do pokrywania metali, ale jest również wykorzystywana do nanoszenia powłok na ceramikę, polimery, a nawet drewno [8]. ze względów ekonomicznych, stosuje się ją do pokrywania elementów wykonanych z materiałów gorszych niż materiał powłoki, m.in. dlatego metoda ta znalazła szerokie zastosowanie w dziedzinie regeneracji monika niedzielska, tomasz chmielewski przeglad welding technology review części maszyn. dawniej tę metodę nazywano metalizacją natryskową ze względu na stosowanie jej wyłącznie do wytwarzania powłok metalowych. obecnie metoda natryskiwania cieplnego pozwala na tworzenie powłok w zasadzie o dowolnym składzie chemicznym, stosując do tego celu metale, ceramikę, a także tworząc powłoki kompozytowe o żądanych właściwościach [2]. to co wyróżnia proces natryskiwania na tle innych metod regeneracji to sposób tworzenia się powłoki i jej połączenia 47przegląd  spawalnictwa vol. 89 3/2017 z podłożem. budowa i właściwości warstwy wierzchniej zależą od temperatury i prędkości cząstki materiału podczas zetknięcia z podłożem, charakteru powierzchni natryskiwanej i jej temperatury oraz warunków prowadzenia procesu. prędkość cząstki materiału podczas natryskiwania hvof w momencie zetknięcia z podłożem przekracza znacząco prędkość rozprzestrzeniania się dźwięku w powietrzu. dynamiczne uderzenie w powierzchnię elementu natryskiwanego powoduje wbicie cząstki w nierówności i wypełnienie ich [3]. z tego względu niezwykle istotne jest przygotowanie powierzchni przed procesem natryskiwania. materiałowi podłoża nadaje się również odpowiednią chropowatość aby ułatwić zakleszczanie się cząstek w nierównościach. w ten sposób cząstki mechanicznie dopasowują się do podłoża tworząc trwałe połączenie. podczas lotu oraz w momencie zetknięcia z podłożem cząstka ma w przybliżeniu kształt sfery. na jej powierzchni tworzy się warstwa tlenków, która powstaje w momencie opuszczenia przez cząstkę dyszy wylotowej palnika i w kontakcie z powietrzem utlenia się. jest to zjawisko, które jest naturalne dla tego procesu. gdy cząstka uderza w podłoże zostaje rozpłaszczona, co powoduje pęknięcie kruchej warstwy tlenkowej. przy zderzeniu dwóch kolejnych cząsteczek w miejscach odsłoniętych z warstwy tlenkowej, cząsteczki ulegają konsolidacji [3], a mechanizm ten może być różny zależnie od warunków. w miejscach gdzie cząsteczki rozdzielone są od siebie warstwą tlenków, mogą tworzyć się niewielkiej objętości pory. w ten sposób tworzy się charakterystyczna dla procesu natryskiwania struktura powłoki. jest ona niejednorodna, z widocznymi warstwami i zawartością tlenków. całkowita grubość powłoki jest sumą warstw powstających podczas kolejnych przejść palnika wzdłuż fragmentu natryskiwanej powierzchni. cząstki w trakcie lotu szybko tracą ciepło ze względu na małą pojemność cieplną, w związku z tym, natryskiwany element nie jest silnie nagrzewany, bo do ok. 100-500 °c. efektem takiego przebiegu formowania się powłoki jest brak znaczącego wpływu na materiał modyfikowanego elementu. właściwie przeprowadzony proces technologiczny, nie skutkuje powstaniem istotnych naprężeń w materiale oraz nie powoduje odkształceń i zmian strukturalnych podłoża. przyczepność powłok natryskiwanych może być zwiększana poprzez zastosowanie tzw. międzywarstwy podkładowej. może wykonywana w 1-2 przejściach, tak aby jedynie pokryła podłoże i stanowiła warstwę przejściową. zazwyczaj jest to miękki materiał, który dodatkowo kompensuje naprężenia. dawniej stosowane były do tego celu czyste metale głównie brąz i mosiądz. obecnie stosowane są do tego różne materiały, ale popularnym rozwiązaniem jest proszek związku nial, z którego podczas natryskiwania aluminium utlenia się egzotermicznie, a dodatkowo podgrzany w ten sposób nikiel częściowo nawet wtapia się w podłoże [2,3]. natryskiwanie płomieniowe naddźwiękowe hvof (high. velocity.oxygen.fuel) jest to metoda, która powstała w odpowiedzi na potrzeby uzyskania powłoki o lepszych właściwościach niż powłoki wytwarzane za pomocą natryskiwania płomieniowego poddźwiękowego. jej rozwój nastąpił wraz z opracowaniem nowej techniki natryskiwania, która pozwoliła na naddźwiękowe wyrzucanie strumienia nadtopionych cząstek proszku, przy ciągłym spalaniu gazu energetycznego. istota problemu tkwiła w skonstruowaniu palnika, który dzięki swojej budowie pozwalał na uzyskanie nawet 4 razy większej prędkości wyrzucanych cząstek niż klasyczne metody płomieniowe. zasadę działania procesu natryskiwania płomieniowego, naddźwiękowego hvof obrazuje schemat na rysunku 1. w zależności od rodzaju podawanego paliwa rozróżnia się dwa rodzaje palników: gazowy oraz zasilany paliwem ciekłym. w przypadku gazu, wewnątrz komory chłodzonej wodą, spalany jest propylen, propan, wodór lub acetylen, natomiast jako paliwo ciekłe stosowana jest mieszanka benzyny lotniczej (lub nafty lotniczej) z tlenem lub sprężonym powietrzem. ze względu na jakość otrzymywanej powłoki, lepsze są palniki zasilane paliwem ciekłym [1]. zastosowanie paliwa ciekłego jest jednak możliwe tylko przy stosowaniu wysokich wartości ciśnienia w komorze spalania, dlatego ta odmiana natryskiwania często jest nazywana hp/hvof (high.pressure). paliwo lotnicze zapewnia szybkie spalanie ze względu na wysoką wartość opałową, a odpowiedni skład chemiczny gwarantuje małą ilość powstałych zanieczyszczeń. nafta lotnicza, tzw. kerozyna, mimo niższej liczby oktanowej od benzyny lotniczej, także jest często wykorzystywana, ze względu niższa cenę przy równie dobrych rezultatach [5]. odpowiednie parametry procesu pozwalają na uzyskanie dużej prędkości wylotowej strumienia gazu, która dla palników na paliwo gazowe uzyskuje prędkość ok. 1500 m/s, a dla palników na paliwo ciekłe nawet do 2900 m/s. w procesie natryskiwania dąży się do uzyskania jak największych wartości prędkości nadtopionych lub stopionych cząstek proszku. największą prędkość cząstek na wylocie z dyszy palnika osiągają palniki na naftę, bo aż 1000÷1200 m/s. w przypadku palników zasilanych gazem, prędkość dochodzi do 1000 m/s [1]. ciągłe spalanie wewnątrz komory palnika, zapewnia wysokie ciśnienie, co w połączeniu ze specjalną dyszą de lavala, umożliwia uzyskanie równomiernego strumienia gazów o prędkości naddźwiękowej. równomierność strumienia gazów jest ważna, ponieważ w przeciwnym przypadku jakość procesu może być niska. dysza de lavala musi spełnić wymogi geometryczne oraz zapewnione muszą być odpowiednie wartości ciśnienia u jej wylotu, które powinny być równe ciśnieniu otoczenia, tak jak zaprezentowano na rysunek 2. [6]. rys. 1. schemat natryskiwania naddźwiękowego [4] fig. 1. scheme of supersonic spraying process [4] dysza lavala paliwo tlen powłoka fala uderzeniowa gazów w kształcie kilku karo proszek transportowany przez azot sprężone powietrze podłoże rys. 2.  zależność kształtu strumienia gazów od wartości ciśnienia na wylocie dyszy de lavala; pwyl – ciśnienie na wylocie dyszy, pzew – ciśnienie zewnętrzne [6] fig. 2. the dependence of the stream shape on gas pressure at the laval nozzle outlet [6] pwyl = pzew pwyl > pzew pwyl < pzew 48 przegląd  spawalnictwa vol. 89 3/2017 widoczny na rysunku 2 pierwszy z lewej schemat, przedstawia strumień równomierny. charakterystyczne dla procesu natryskiwania naddźwiękowego jest zjawisko powstawania udarów romboidalnych (rys. 3), które są widoczne nieuzbrojonym okiem i świadczą o powstaniu fali uderzeniowej. rys.  3.  strumień gazów z widoczną falą uderzeniową; palnik jp5000 [11] fig. 3. gas steam with visible shock wave; torch jp5000 [11] natryskiwanie hvof umożliwia uzyskanie własności powłok, jak: stosunkowo niska porowatość oraz duża przyczepność o kombinowanym charakterze adhezyjno-mechanicznym. lokalnie, połączenie może również bazować na wiązaniach atomowych (metalicznych), zapewniając stosunkowo dużą przyczepność. warunki powstawania powłoki wpływają bezpośrednio na jej właściwości. cząstki wyrzucane z naddźwiękową prędkością, posiadają wysoką energię kinetyczną. na skutek zderzenia z materiałem podłoża następuje głębokie uplastycznienie cząstek materiału powłokowego, co jest widoczne po ich charakterystycznym ułożeniu [7÷9]. metoda hvof jest również ceniona za stosunkowo niski stopień utlenienia powłok, co przekłada się na polepszenie ich własności eksploatacyjnych. procesem natryskiwania płomieniowego naddźwiękowego hvof steruje się m.in. poprzez zmianę odległości wylotu dyszy palnika od materiału podłoża [10], wydajności podawania proszku oraz wartości ciśnienia gazu palnego. w ten sposób istnieje możliwość regulowania temperatury padających cząstek, która wpływa na jednorodność struktury, twardość powłoki oraz obecność tlenków. natryskiwanie powłoki celem pracy było opracowanie warunków natryskiwania metodą hvof powłoki cr3c2-nicr na podłożu stali 316l. zakres pracy obejmował wykonanie powłok ochronnych uzyskanych metodą natryskiwania naddźwiękowego hvof na odpowiednim podłożu, preparatykę próbek oraz ocenę jakości uzyskanych powłok na podstawie badań. zaplanowano szerokie spektrum badań obejmujące obserwacje makro i mikroskopowe oraz pomiary mikrotwardości i przyczepności powłok. do badań metalograficznych przygotowano zgłady, natomiast pozostałe testy wykonywano bezpośrednio na próbkach odpowiednio przystosowanych kształtem i wymiarami do badań przyczepności. ze stali 316l zostały wykonane próbki w kształcie walca o średnicy 20 mm i wysokości 5 mm. kształt próbek był podyktowany wybraną początkowo metodą badania przyczepności. tak przygotowane elementy miały również mocowane współosiowo nakrętki, dzięki którym możliwe było zamocowanie próbek w uchwycie to natryskiwania. jako materiał do natryskiwania wybrano proszek kompozytowy cr3c2-nicr. osnowę stanowi plastyczna faza nicr, a wzmocnienie twarde cząstki węglika chromu. do natryskiwania zastosowano mieszankę w proporcji 75 (cr3c2) do 25 (nicr). taka kompozytowa struktura pozwala na połączenie zalet plastycznej osnowy i twardych, odpornych na ścieranie węglików, co pozwala na zwiększenie odporności na zużycie erozyjne pokrywanych elementów maszyn. jest to materiał przeznaczony na powłoki, charakteryzujące się dużą odpornością na zużycie ścierne, erozję i utlenianie. w badaniach stosowano palnik hvof jp 5000 zasilany kerozyną czyli tzw. naftą lotniczą. rys. 4. palniki do natryskiwania naddźwiękowego hvof jp 5000 fig. 4. hvof spraying gun jp 5000 palnik jp 5000 pokazany na rysunku 4. jest tzw. palnikiem drugiej generacji, stosowanym do natryskiwania naddźwiękowego hp/hvof zasilany paliwem ciekłym. niezwykle ważnym elementem procesu natryskiwania jest odpowiednie przygotowanie powierzchni pod powłokę. dobre połączenie jest uwarunkowane czystością powierzchni oraz odpowiednią chropowatością. przygotowanie powierzchni polega na usunięciu wszelkich zanieczyszczeń, odtłuszczeniu oraz nadaniu chropowatości zapewniającej maksymalną przyczepność. próbki ze stali 316l zostały oczyszczone za pomocą benzyny ekstrakcyjnej, a następnie wyśrutowane ziarnami korundu do klasy czystości sa 3 zgodnie z iso 8501-1. przed natryskiwaniem próbki zostały oczyszczone nierdzewną metalową szczotką żeby pozbyć się z powierzchni ziaren korundu. tak przygotowane próbki były montowane w obrotowym uchwycie po 4 sztuki (rys. 5). prędkość obwodowa została ustalona na 53 m/min, a posuw na 5 mm/obrót. bezpośrednio przed natryskiwaniem powłok, próbki były wstępnie nagrzewana do temperatury ok. 100 °c, żeby pozbyć się ewentualnych zanieczyszczeń. dodatkowo zmniejszenie różnicy temperatury pomiędzy natryskiwanymi cząstkami a podłożem, powoduje zmniejszenie naprężeń powstających w powłoce podczas stygnięcia, a także może korzystnie wpłynąć na przyczepność powłoki [3]. ważny jest również czas pomiędzy przygotowaniem procesu a samym natryskiwaniem. powinien być on możliwie jak najkrótszy, aby zminimalizować ryzyko zanieczyszczenia powierzchni przygotowanej do natryskiwania, a także powstawaniu na powierzchni tlenków metali [3]. rys. 5. próbki w uchwycie przygotowane do procesu natryskiwania fig. 5. the samples in the handle prepared to the spraying process 49przegląd  spawalnictwa vol. 89 3/2017 próbki były natryskiwane w kilku etapach, ze względu na szybkie nagrzewanie się. podczas procesu natryskiwania temperatura powierzchni próbki była kontrolowana za pomocą pirometru, w celu nieprzekroczenia wartości temperatury rejestrowanej na powierzchni -130 °c. podczas natryskiwania ze względu na możliwość przegrzania materiału proces był przerywany, co mogło skutkować utlenianiem warstw powłoki. grubość powłoki ograniczono do wartości ok. 130 μm. charakteryzacja właściwości powłoki w ramach charakteryzacji właściwości natryskanych powłok, wykonano badania metalograficzne, pomiar twardości oraz przyczepności powłoki. poniżej przedstawiono właściwości powłoki, która charakteryzowała się najwyższą przyczepnością. na rysunku 6 pokazano mikrostrukturę próbki z serii natryskanej z zastosowaniem parametrów przedstawionych w tablicy i. struktura powłoki świadczy o jej dobrej jakości, materiał jest gęsto upakowany, ziarna proszku rozdrobnione i głęboko uplastycznione, połączenie z podłożem ciągłe z nielicznymi zanieczyszczeniami tlenkowymi. powłoka wykonana była w 3 przejściach (w celu niedopuszczenia do przegrzania), które pozostawiły w strukturze powłoki pasma utlenienia. tablica i. parametry procesu natryskiwania przy których uzyskano najwyższą przyczepność powłoki table i. parameters set of the spraying process that achieved the highest adhesion parametry procesu natryskiwania  proszek tlen kerozyna azot ciśnienie spalania woda chłodząca odległość od powierzchni cr3c2-nicr 65 g/min 849 l/min, 10,9 bar 24,0 l/h, 7,7 bar 10,0 l/min 7,3 bar 22,1 l/min, 10,4 bar, temp. in 8 °c, temp. out 19 °c 370 mm rys. 6.  mikrostruktura powłoki cr3c2-nicr natryskanej na podłoże stalowe 316l fig. 6. microstructure of cr3c2-nicr coating sprayed on the 316l steel substrate na rysunku 7 przedstawiono wykres rozkładu twardości wykonanego w kierunku grubości powłoki. pomiary wykonywano na wcześniej przygotowanych zgładach metalograficznych. odciski lokalizowano w odstępach co 30μm wzdłuż jednej linii pomiarowej. na wykresie przedstawiono wartość średnią czterech pomiarów z odchyleniem standardowym. do pomiaru przyczepności powłoki wykorzystano próbę odrywania polegającą na jednoosiowym rozciąganiu próbki na maszynie wytrzymałościowej (zd10). pomiar polegał na określeniu wartości naprężenia odrywającego przy którym natryskana powłoka traciła spójność. do powłoki wykonanej na próbkach przyklejane były stemple, które pełniły również rolę uchwytów w maszynie wytrzymałościowej, które były przyklejane do powierzchni próbek specjalnym, wysokoadhezyjny klejem. rzeczywisty pomiar przyczepności powłoki do podłoża następuje jedynie wówczas gdy powłoka oderwie się od powierzchni próbki lub ulegnie wewnętrznemu rozwarstwieniu, bez naruszenia połączenia klejowego. z tego względu należało zwrócić dużą uwagę na technologię klejenia, a w szczególności na przygotowanie powierzchni powłoki i stempla do klejenia. próbki były klejone do uchwytów za pomocą kleju epidian 57 z utwardzaczem z-1 (w proporcji wagowej 10:1). klej był nakładany równomiernie, w niewielkich ilościach. dodatkowo po sklejeniu, stempel był dociskany do próbki, w celu uzyskania właściwej szerokości szczeliny. wyciśnięty nadmiar kleju był oczyszczany, tak aby wypływka nie wpłynęła na wynik pomiaru. klej był dodatkowo wygrzewany w temperaturze 80 °c przez 6h, aby wzmocnić klejone połączenie. powierzchnia stempla klejonego do próbki wynosiła 200,96 mm2. przyczepność była obliczona z poniższego wzoru: s = π * (d/2)2 [mm2] (1) przyczepność = f / s [n/mm2 = mpa] (2) gdzie: f – siła odrywania s – powierzchnia klejenia stempla do powłoki d – średnica przekroju poprzecznego stempla od strony powłoki najwyższą przyczepność powłoki zarejestrowano (wartość średnia z czterech pomiarów) dla zestawu parametrów natryskiwania przedstawionych w tablicy i wynosiła 62,94 mpa. na rysunku 9 pokazano widok powłoki po próbie przyczepności, w której przełom zlokalizowany jest w objętości powłoki. rozkład twardości odległość, µm tw ar do ść h v (0 ,2 ) rys. 7. rozkład twardości na przekroju powłoki fig. 7. hardness distributions in cross-section of the coating 50 przegląd  spawalnictwa vol. 89 3/2017 literatura [1] a. klimpel: napawanie i natryskiwanie cieplne, wydawnictwo naukowo techniczne, 2000. [2] “www.pnc.pl,” pnc s.c., natryskiwanie cieplne powłok, 2015. [online]. [3] j. brennek, z. brodzki, t. drążkiewicz, s. gębalski, z. kowalski: poradnik metalizacji natryskowej, warszawa: państwowe wydawnictwo techniczne, 1959. [4] resurs, “resurs.pl,” [online]. [accessed 2016]. [5] k. górska, w. górski, napędy lotnicze, materiały pędne i smary, warszawa: wydawnictwo komunikacji i łączności, 1986. [6] w. sobieraj, aerodynamika, warszawa: wydawnictwo wat, 2015. [7] t. chmielewski: wykorzystanie energii kinetycznej tarcia i fali detonacyjnej do metalizacji ceramiki, prace naukowe politechniki warszawskiej. mechanika, 242, 3-157, 2012. [8] t. chmielewski, d. golański: selected properties of ti coatings deposited on ceramic aln substrates by thermal spraying, welding international, vol. 27 (8), pp. 604-609, 2013. [9] t. chmielewski, z. sheng: natryskiwanie powłok na bazie wybranych faz międzymetalicznych metodą high efficiency hypersonic plasma spraying, prace naukowe politechniki warszawskiej. mechanika, s. 49-58, 2006. [10] t. chmielewski, j. jakubowski: żaroodporne powłoki inconel 625 natryskiwane termicznie na podłoża ze stali stopowych, prace naukowe politechniki warszawskiej. mechanika, 229, s. 143-153, 2009. [11] t. chmielewski, nakładanie plazmowe warstw chromowych z dodatkami na podłoża ze stali chromowych, przegląd spawalnictwa, vol. 73 (8-9), s. 56-57, 2001. podsumowanie i wnioski natryskiwanie naddźwiękowe hvof jest odpowiednią metodą do wytwarzania powłok ochronnych oraz regenerowania elementów maszyn. różnorodność materiałów, które mogą być wykorzystane do natryskiwania daje wręcz nieograniczone możliwości doboru odpowiedniego materiału powłokowego. oprócz tradycyjnych powłok metalowych, czy ceramicznych wykorzystywane są różne sposoby komponowania proszków do natryskiwania. dzięki temu tworzone są powłoki cermetalowe i kompozytowe, dzięki którym możliwe jest uzyskanie właściwości, których nie posiadają klasyczne materiały. w ten sposób powstają powłoki, które cechują się wysoką twardością przy jednoczesnej plastyczności materiału powłokowego, która zapewnia odporność na zużycie zmęczeniowe i pękanie. natryskiwanie termiczne powłok na podłoża ze stali nierdzewnych o istotnie dużym stężeniu chromu, zwykle kojarzone jest z trudnością uzyskania wysokiej przyczepności co jest uzasadnione [9÷11]. powodem utrudnień w uzyskaniu przyczepności jest powłoka tlenku chromu naturalnie występująca w tego typu stalach. powłoka tlenku chromu separuje materiał natryskanej powłoki od czystego metalicznego podłoża utrudniając uzyskanie wysokiej przyczepności. podczas prowadzonych badań dowiedziono, że ten technologiczny problem może być rozwiązany poprzez staranne oczyszczenie powierzchni przed natryskiwaniem z zastosowaniem pneumatycznego śrutowania korundem do wysokiej czystości z dodatkowym odtłuszczanie powierzchni. następnie, niezwłocznie należy rozpocząć proces natryskiwania, przed naturalnym powstaniem powłoki pasywacyjnej. czynnikiem wspomagającym uzyskanie wysokiej przyczepności jest również wysoki poziom energii kinetycznej cząstek w strumieniu natryskowym, które podczas dynamicznych zderzeń z powierzchnią materiału modyfikowanego mechanicznie dezintegrują tlenkową powłokę. na podstawie uzyskanych wyników sformułowano wnioski: 1) natryskiwanie naddźwiękowe hvof zasilane kerozyną jest odpowiednią metodą do wytwarzania ochronnych powłok regeneracyjnych nawet na podłożu stali austenitycznych nierdzewnych. 2) na przyczepność powłok natryskiwanych wpływa sposób przygotowania powierzchni przed procesem natryskiwania oraz energia kinetyczna cząstek materiału powłokowego w strumieniu natryskowym. 3) metoda natryskiwania naddźwiękowego hvof pozwala na wykonanie powłok ochronnych o dużej przyczepności na stali nierdzewnej mimo dużej zawartości chromu w materiale. za pomocą palnika jp 5000 wykonano powłokę ochronną z materiału cr3c2-nicr, której przyczepność wynosiła średnio 62,94 mpa 4) przerwy wykonywane podczas natryskiwania ze względu na nagrzewanie się powierzchni przedmiotu, powinny być krótsze. zbyt długie odstępy czasu w nakładaniu poszczególnych warstw powłoki powodowały zauważalne utlenienie się powierzchni materiału, co skutkowało rozwarstwieniem powłoki podczas testów przyczepności. autorzy.artykułu.dziękują.panu.andrzejowi.radziszewskiemu,.właścicielowi.firmy.resurs.(ul ..czarodzieja.12.w.warszawie). za.pomoc.i.umożliwienie.przeprowadzenia.prób.natryskiwania . rys. 8.  próbki natryskane: a) próbki przyklejone obustronnie do uchwytów maszyny zd10, b) sposób zamocowania próbek w maszynie wytrzymałościowej fig. 8. sprayed samples: a) both sides of the sample glued to the fixture b) a method of fixing the samples in a testing machine rys.  9.  próbka natryskana po badaniu przyczepności – powłoka rozwarstwiona fig. 9. sprayed sample after the adhesion test coating delaminated a) b) ps 7 2017 www 03 nowak lachowicz 22 przegląd  spawalnictwa vol. 89 7/2017 badania właściwości złączy lutospawanych aluminium  ze stalą wykonanych przy użyciu spoiw na bazie al i zn research on the properties braze-welded joints aluminum with steel using filler metals on al and zn matrix dr inż. tomasz wojdat, dr inż. paweł kustroń, dr inż. artur lange, izabela łącka – politechnika wrocławska. autor korespondencyjny/corresponding author: artur.lange@pwr.edu.pl streszczenie w artykule przedstawiono problematykę związaną z łączeniem cienkich blach ze stali ocynkowanej, które lutospawano ze stopem aluminium 5754. złącza wykonano niskoenergetyczną metodą cmt na stanowisku zrobotyzowanym przy użyciu spoiw na bazie aluminium (alsi5) oraz cynku (znal15). wyniki badań wizualnych i metalograficznych złączy zakładkowych potwierdzają ich wysoką jakość, bez śladów naruszenia powłoki cynkowej w pobliżu spoiny. przedstawiono również wyniki wytrzymałości na ścinanie złączy zakładkowych w zależności od rodzaju użytego spoiwa. wykazano, że użycie spoiwa o niższej temperaturze topnienia umożliwia uzyskanie złączy o większej wytrzymałości mechanicznej. słowa kluczowe: lutospawanie; złącza różnoimienne; właściwości złącza abstract the problems related to joining thin sheets of galvanized steel with aluminum alloy 5754 was presented in this article. the joints were made by low-energy cmt method at robotized set-up using filler metals on aluminum (alsi5) and zinc (znal15) matrix. the results of the visual and metallographic tests of overlap joints confirm their high quality, without any evidence of a zinc coating near the weld. the results of the shear strenght of overlap joints are also presented, depending on the type of used filler metals. finally, the significant effect of the use of lower melting temperature filler metal to obtain joints with higher mechanical strenght was demonstrated. keywords: mig brazing; heterogeneous joint; joint’s properties wstęp obserwując obecne trendy rozwojowe w spawalnictwie można zauważyć, że często zmierzają one w kierunku łączenia elementów o małych przekrojach i małej grubości, również w konfiguracjach różnoimiennych. coraz częściej łączy się ze sobą materiały różniące się znacznie między sobą pod względem właściwości fizykochemicznych i mechanicznych. spowodowane jest to m.in. względami ekonomicznymi i ekologicznymi. w przemyśle motoryzacyjnym, lotniczym czy kosmicznym dąży się do znacznej redukcji masy, przy jednoczesnym zachowaniu często bardzo rygorystycznych wymagań eksploatacyjnych [1]. łączenie ze sobą materiałów o różnych właściwościach fizykochemicznych przy użyciu tradycyjnych metod spawalniczych jest utrudnione lub nawet często niemożliwe do wykonania. z tego względu w ostatnich latach coraz większego znaczenia nabiera technologia lutospawania. obok tradycyjnych metod lutospawania łukowego w osłonie gazów, dynamicznie rozwijane są metody niskoenergetyczne tomasz wojdat, paweł kustroń, artur lange, izabela łącka przeglad welding technology review oraz metody wykorzystujące jako źródło ciepła np. promień lasera lub wiązkę elektronów [2]. powstała nowa generacja urządzeń w zakresie niskoenergetycznego lutospawania, dzięki której zwiększona jest kontrola nad ilością ciepła wprowadzonego do strefy łączenia. dużego znaczenia w kontroli nad energią spawania nabrało zastosowanie cyfrowego sterowania przebiegiem napięcia i natężenia w każdej fazie przejścia kropel metalu spoiwa w łuku. nastąpił rozwój niskoenergetycznych metod technologicznych: stt – lincoln electric (procesem spawania łukiem zwarciowym ze sterowaniem przenoszenia metalu siłami napięcia powierzchniowego), coldarc – ewm (wszystkie regulacje procesu są przeprowadzane bezpośrednio w źródle zasilania, bez mechanicznej ingerencji w podawanie drutu), cbt0 – daihen (zmniejszenie ilości rozprysków osiąga się poprzez sterowanie wielkością natężenia prądu w momencie końca zwarcia i początku jarzenia łuku) oraz użyta w niniejszych badaniach metoda cmt – fronius [3,5]. 23przegląd  spawalnictwa vol. 89 7/2017 metoda cmt( ang. cold metal transfer) to proces spawania łukiem zwarciowym z innowacyjną technologią oddzielania kropli stopionego metalu od końca drutu elektrodowego. polega ona na zajarzeniu łuku i podaniu drutu do jeziorka, drut jest podawany aż do momentu zaistnienia zwarcia, w czasie zwarcia kierunek posuwu drutu ulega odwróceniu i następuje jego okresowe wycofanie (z częstotliwością rzędu 70 hz), kiedy zwarcie zostaje przerwane drut jest ponownie podawany w stronę jeziorka [7]. technologia cmt ma wiele zalet, najważniejszą jest zminimalizowanie natężenia prądu podczas zwarcia, co powoduje przekazywanie do elementu tylko bardzo małej ilości ciepła. umożliwia ona spawanie i lutospawanie praktycznie bez rozprysków, poprawia warunki pracy przez ograniczenie emisji dymów spawalniczych oraz zwiększa wydajność produkcji. metodą tą uzyskuje się poprawnie wykonane złącza o wysokiej jakości, lepszych właściwościach wytrzymałościowych i estetycznym wyglądzie [4÷6]. znajduje ona praktyczne zastosowanie zwłaszcza przy spawaniu cienkich blach ze stali niestopowych, wysokostopowych i nierdzewnych oraz stopów aluminium, a także przy wykonywaniu lutospawanych połączeń różnoimiennych m.in. aluminium ze stalą [5,7]. materiały zastosowane w badaniach próby lutospawania przeprowadzono na cienkich blachach o grubości 1,0 mm. proces przeprowadzono na zrobotyzowanym stanowisku spawalniczym (rys. 1), którego naj bardziej istotnymi elementami są: źródło prądu transpuls synergic 3200 cmt (1), podajnik drutu vr 7000-cmt 4r/g/w/f++ (2) połączony elastycznymi przewodami z robotem kawasaki serii ba (3) wyposażonym w uchwyt spawalniczy robacta drive cmt pap w (4). wykonano złącza, w których łączono na zakładkę (rys. 2) blachę ze stali niskowęglowej dx51d ocynkowaną ogniowo, o grubości powłoki 14 μm, z blachą ze stopu aluminium 5754. zarówno stop 5754, jak i blacha ocynkowana odznaczają się dużą odpornością na korozję w warunkach morskich i atmosferze przemysłowej. skład chemiczny i podstawowe właściwości stopów wybranych do badań przedstawiono w tablicy 1. materiał dodatkowy do lutospawania stanowiły spoiwa na bazie aluminium alsi5 i cynku znal15, oba o średnicy 1,0 mm. skład chemiczny spoiw wraz z ich temperaturą topnienia przedstawiono w tablicy 2. rys. 2. złącza próbne lutospawane metodą cmt: a) lico spoiny wykonanej spoiwem alsi5, b) lico spoiny wykonanej spoiwem znal15 i c) strona odwrotna złącza fig. 2. the view of test braze-welded joints by cmt method: a) weld face made of alsi5 filler metal, b) weld face made of znal15 filler metal and c) opposite side of joint tablica i. skład chemiczny i podstawowe właściwości stopu aluminium 5754 i stali dx52d + z200 [8÷10] table i. chemical composition and basic properties of aluminium alloy 5754 and dx52d + z200 steel [8÷10] oznaczenie skład chemiczny   [% wag.] temperatura  topnienia   [oc] gęstość  [kg/dm3] wytrzymałość  na rozciąganie  rm [mpa] wydłużenie  względne   a5 [%] al 5754 al mg zn mn si cr 595÷645 2,67 190÷200 10÷14 reszta 2,6÷3,6 0,2 0,5 0,4 0,3 dx51d c p s mn si ti 1497 7,86 270÷500 20÷22 0,18 0,12 0,045 1,2 0,5 0,3 a) b) c) rys. 1. stanowisko do zrobotyzowanego spawania metodą cmt fig. 1. the robotized set-up for cmt welding 1 2 3 4 dx51d dx51d dx51d 5754 5754 5754 24 przegląd  spawalnictwa vol. 89 7/2017 statyczna próba ścinania  do statycznej próby ścinania, ze złączy zakładkowych pokazanych na rysunku 2, wycięto próbki o szerokości 30 mm, które następnie frezowano w spoinie na wymiar 12 mm. statyczną próbę ścinania przeprowadzono na uniwersalnej maszynie wytrzymałościowej louis schopper o napędzie hydraulicznym. prędkość posuwu belki poprzecznej wynosiła 0,2 cm/min, a zakres pomiarowy do 10 kn. średnia wytrzymałość złączy wykonanych przy użyciu spoiwa alsi5 wynosiła 105 mpa, a złączy wykonanych przy użyciu spoiwa znal15 – 185 mpa. niezależnie od rodzaju użytego spoiwa do zniszczenia złącza za każdym razem dochodziło w strefie wpływu ciepła stopu 5754 i częściowo w lutowinie (rys. 3). biorąc pod uwagę taki sam rodzaj i umiejscowienie zniszczenia próbek, większa o ok. 75% wytrzymałość mechaniczna złączy wykonanych przy użyciu spoiwa cynkowego wynika najprawdopodobniej ze znacznie mniejszego stopnia przegrzania blachy ze stopu aluminium 5754 w swc. wytrzymałość stopu aluminium 5754, z którego wykonano próbki przed procesem lutospawania wynosiła 192 mpa. użycie spoiwa zn nie wpływa zatem znacznie na obniżenie właściwości mechanicznych stopu aluminium jak ma to miejsce w przypadku spoiwa na bazie al. rys. 3. przykładowe przełomy złączy lutospawanych wykonanych przy użyciu spoiwa: a) znal15 i b) alsi5 fig.  3. exemplary fractures of braze-welded joints made using a filler metals: a) znal15 and b) alsi5 rys. 4. makrostruktury złączy lutospawanych przy użyciu spoiwa: a) alsi5 i b) znal15 fig. 4. macrostructure of braze-welded joints using a filler metals: a) alsi5 and b) znal15 tablica  ii. skład chemiczny i temperatura topnienia lutów alsi5 i znal15 [11] table  ii. chemical composition and melting point of alsi5 and znal15 filler metals [11] spoiwo skład chemiczny [% wag.] temperatura  topnienia  [oc]al mg si   zn alsi5 reszta <0,05 4,5÷5,5 < 0,1 573÷625 znal15 14÷16 – – reszta 382÷450 badania metalograficzne z wykonanych złączy wycięto próbki, które następnie zainkludowano w żywicy epoksydowej w celu przygotowania zgładów metalograficznych. zgłady metalograficzne szlifowano na papierach ściernych o gradacji od 400 do 2500, a następnie polerowano przy użyciu zawiesiny tlenku glinu al2o3 o wielkości ziaren 0,3 µm i trawiono odczynnikiem kellera. tak przygotowane zgłady metalograficzne poddano badaniom mikroskopowym przy użyciu mikroskopii świetlnej. obserwację makrostruktur złączy lutospawanych wykonano na mikroskopie olympus szx7, natomiast obserwacje mikroskopowe przeprowadzono na mikroskopie olympus ck40m. na rysunku 4 pokazano przykładowe makrostruktury badanych złączy. w przypadku złączy wykonanych przy użyciu spoiwa alsi5 uzyskano płaskie lico spoiny świadczące o dobrym zwilżaniu stali ocynkowanej przez spoiwo. w samej spoinie widoczne są natomiast liczne pory gazowe, które jednak nie stanowią zagrożenia dla prawidłowej funkcjonalności złącza. lutospoina utworzona ze spoiwa znal15 jest bardziej wybudowana do góry (mniejsza zwilżalność stali ocynkowanej), lecz posiada mniejszą ilość niezgodności w postaci pęcherzy gazowych usytuowanych jedynie w jej górnej części. niezależnie od rodzaju użytego spoiwa doszło do wtopienia w blachę stopu aluminium 5754. na rysunku 5 pokazano mikrostrukturę złączy w strefie początkowej lutospoiny. w żadnym z przypadków nie doszło do uszkodzenia powłoki zn w obrębie złącza. na długości złącza doszło natomiast do częściowego rozpuszczenia cynku z powłoki w stopiwie, w związku z czym jej grubość uległa zmniejszeniu z 14 µm do ok. 3÷5 µm. w lutospoinie utworzonej ze spoiwa alsi5 widoczne są dendryty roztworu stałego α i eutektyki α+si z układu równowagi fazowej stopów al-si, rozmieszczone w przestrzeniach międzydendrytycznych (rys. 6a), natomiast w lutospoinie ze spoiwa znal15 występują dendryty roztworu stałego η oraz eutektyki η+α z układu równowagi fazowej stopów zn-al rozmieszczonej w przestrzeniach międzydendrytycznych. niezależnie od użytego spoiwa otrzymano lutospoiny o wysokiej jakości, równej szerokości lica i bez widocznych niezgodności zewnętrznych. zarówno od strony lica, jak i po przeciwnej stronie złącza nie ma uszkodzeń ochronnej powłoki cynku oraz nadtopień stopu aluminium 5754. a) b) a) b) alsi5 alsi5 znal15 znal15 dx51d dx51d dx51d dx51d 5754 5754 5754 5754 0,5 mm 1,0 mm 25przegląd  spawalnictwa vol. 89 7/2017 literatura [1] górka j., kupiec k.: technologia lutospawania tig stalowych ocynkowanych blach karoseryjnych, biuletyn instytutu spawalnictwa 4/2009, s. 62-66. [2] klimpel a., czypryński a., górka j.: lutospawanie metodą gma cienkich blach ocynkowanych, przegląd spawalnictwa 8-9/2004, s. 81-85. [3] matusiak j., czwórnóg b.: niskoenergetyczne procesy spawania łukowego w osłonie gazów do łączenia cienkich blach stalowych, hutnik – wiadomości hutnicze 2008. [4] węglowski m., chmielewski t., kudła k.: ocena wydajności spawania niskoenergetycznego procesu speedroot w pozycji pg, przegląd spawalnictwa, nr 12/2011. [5] białucki p., ambroziak a., derlukiewicz w., lange a., glezman m.: właściwości złączy lutospawanych aluminium ze stalą, przegląd spawalnictwa, nr 9/2013, s. 40-44. wnioski  na podstawie przeprowadzonych badań można sformułować następujące wnioski: – metoda lutospawania cmt umożliwia uzyskanie poprawnych złączy zakładkowych o estetycznym wyglądzie z cienkich blach (o grubości 1,0 mm), bez uszkodzenia warstwy cynku zarówno na brzegu lutospoiny, jak i po stronie przeciwnej złącza; – rodzaj spoiwa użytego do wykonania złącza ma znaczący wpływ na jego wytrzymałość mechaniczną. użycie spoiwa na bazie cynku umożliwia uzyskanie złączy o wytrzymałości 185 mpa, która w przybliżeniu odpowiada wytrzymałości stopu aluminium 5754 w stanie wyżarzonym występującym w swc lutospoiny. wytrzymałość złączy wykonanych przy użyciu spoiwa na bazie aluminium jest o ok. 75% mniejsza i wynika z większego przegrzania stopu aluminium w swc; – złącza wykonane przy użyciu spoiwa znal15 posiadają mniejszą ilość niezgodności wewnętrznych w postaci pęcherzy gazowych, usytuowanych w górnej części lutospoiny; – spoiwo na bazie aluminium alsi5 lepiej zwilża powierzchnię stalowej ocynkowanej blachy umożliwiający uzyskanie lutospoiny o bardziej płaskim licu. [6] jakubowski j., bober m., rudaś t.: struktura złączy lutospawanych metodą cmt stali ocynkowanej ogniowo, przegląd spawalnictwa, nr 9/2013, s. 45-49. [7] himmelbauer k.: the cmt process – a revolution in welding technology, iiw doc. no. xii1875-05. [8] pn-en 10346:2015-09 wyroby płaskie stalowe powlekane ogniowo w sposób ciągły do obróbki plastycznej na zimno – warunki techniczne dostawy. [9] pn-en 485-2:2016-10 aluminium i stopy aluminium – blachy, taśmy i płyty – część 2: własności mechaniczne. [10] pn-en 573-3:2014-02 aluminium i stopy aluminium – skład chemiczny i rodzaje wyrobów przerobionych plastycznie – część 3: skład chemiczny i rodzaje wyrobów. [11] pn-en iso 3677:2016-12 spoiwa do lutowania miękkiego i twardego – oznaczenie. rys. 5. mikrostruktury złączy lutospawanych wykonanych przy użyciu spoiwa: a) alsi5 i b) znal15, widok w strefie początkowej lutospoiny fig. 5. microstructure of braze-welded joints made using a filler metals: a) alsi5 and b) znal15, view in the initial zone of braze-weld rys. 6. mikrostruktury złączy lutospawanych wykonanych przy użyciu spoiwa: a) alsi5 i b) znal15 fig. 6. microstructure of braze-welded joints made using a filler metals: a) alsi5 and b) znal15 a) a) b) b) alsi5 dx51d dx51d dx51d dx51d zn 30 µm 20 µm 20 µm 20 µm zn strefa zwilżenia strefa zwilżenia znal15 ps 11 2016 www.pdf 33przegląd  spawalnictwa vol. 88 11/2016 nieniszczące badania kolumny żelbetowej   w wielokondygnacyjnym budynku użyteczności publicznej non-destructive tests of a damaged reinforced concrete column in a multi-storey public utility building prof.  nzw.  dr  hab.  inż.  bohdan  stawiski  – uniwersytet zielonogórski, wydział budownictwa, architektury i inżynierii środowiska. autor korespondencyjny/corresponding author: bohdan.stawiski@pwr.edu.pl streszczenie kolumna żelbetowa podpierająca narożną część wielokondygnacyjnego budynku posiadała liczne rysy mogące świadczyć o jej przeciążeniu (zagrożeniu bezpieczeństwa konstrukcji). w celu zdiagnozowania jej stanu technicznego wykonano szereg badań nieniszczących, głównie ultradźwiękowych, na podstawie których ustalono: położenie zbrojenia, grubość warstwy uszkodzonej (popękanej), głębokość rys o różnych rozwartościach na powierzchni. stosowano dwa typy głowic ultradźwiękowych: walcowe z dużą powierzchnią kontaktową wymagającą stosowania środka sprzęgającego oraz głowice punktowe przekazujące drgania ultradźwiękowe do betonu bez takiego środka. metodykę i zakres badań korygowano w trakcie pomiarów, w nawiązaniu do odkrywanych defektów i poznawanej technologii wykonywania kolumny a zwłaszcza sposobu nagrzewania betonu. zastosowanie głowic punktowych umożliwiło, między innymi zbadanie rdzenia kolumny i wykazanie, że nie posiada on uszkodzeń widocznych na powierzchni. słowa kluczowe: beton; rysy; uszkodzenia; ultradźwięki abstract the reinforced concrete column supporting a corner part of a multi-storey building had numerous crevices which could indicate its overloading (risk for safety of the structure). in order to diagnose its technical condition, a number of non-destructive, mainly ultrasound, tests were performed on the grounds of which the following was determined: location of reinforcement, thickness of the damaged (cracked) layer, depth of crevices having various widths on the surface. two types of ultrasound heads were used: cylindrical ones with large contact area requiring application of a coupling agent and spot heads transmitting ultrasound vibrations to concrete without such agent. the methodology and scope of tests were corrected during the measurements appropriately to discovered defects and established technology of making the columns, in particularly the method of heating concrete. application of the spot heads made it possible, among other things, to test the column core and to prove that it does not have any damage visible on the surface. keywords: concrete; crevices; damage; ultrasound wstęp beton i żelbet obok stali w dalszym ciągu są dominującymi materiałami stosowanymi do wznoszenia budynków. badanie najważniejszego parametru jakim jest wytrzymałość na ściskanie jest znormalizowana, ale normowy sposób nie uwzględnia technologii wykonania, która może doprowadzić do tego, że ten najważniejszy parametr jest diametralnie inny (zwykle niższy) niż w próbkach normowych [1÷3]. przeważnie sięgamy wtedy do metod nieniszczących aby określić np. wytrzymałość materiału w konstrukcji. gdy dodatkowo występują uszkodzenia, takie jak rysy, pęknięcia, to ocena bezpieczeństwa konstrukcji komplikuje się. mamy wprawdzie bardzo wyspecjalizowane nowoczesne urządzenia do wykrywania wad w betonie, bohdan stawiski np. tomograf ultradźwiękowy [4] metoda impact echo i inne [5,6], jednak zastosowanie ich w konkretnym przypadku wymaga spełnienia dość ostrych wymagań np. musi być dość duża płaska powierzchnia do badania albo wada musi być w pewnym oddaleniu od powierzchni itp. ostatecznie najczęściej zastosowanie klasycznej metody ultradźwiękowej z głowicami płaskimi lub punktowymi pozwala najlepiej rozpoznać stan badanej konstrukcji, uzyskać najwięcej potrzebnych informacji. taki przypadek prezentowany jest w artykule. szczególny nacisk położono na indywidualne podejście do badań i pogłębioną analizę samego tworzywa jakim jest beton z uwzględnieniem technologii zastosowanej do wykonania badanej konstrukcji. przeglad welding technology review 34 przegląd  spawalnictwa vol. 88 11/2016 opis badanej konstrukcji jeden ze słupów żelbetowych podtrzymujący wielokondygnacyjny budynek po rozformowaniu wykazywał szereg niepokojących rys o różnym przebiegu, różnej rozwartości i różnej długości (rys. 1). słup podpiera narożną część budynku co wzbudziło jeszcze większy niepokój. pojawiło się szereg pytań, w pierwszej kolejności o wytrzymałość betonu tym bardziej, że po wierzchna słupa nie była jednorodna (obszary jaśniejsze i ciemniejsze), obniżona wytrzymałość wpłynęłaby na obniżenie nośności słupa, inne pytania dotyczyły głębokości rys, ich przebiegu (czy przechodzą przez cały słup czy są powierzchniowe itd.). co było przyczyną pojawienia się opisanych wyżej defektów, jak je usunąć, jak naprawić wadliwy i bardzo ważny element konstrukcyjny?   a )   b )   c )   d ) rys. 1. wady widoczne na powierzchni badanego słupa żelbetowego a) rysy drobne przebiegające w różnych kierunkach, b) rysy ukośne w stosunku do osi słupa, c) rysa pionowa o dużej rozwartości, d) odsłonięte ziarna grubego kruszywa fig. 1. defects visible on the surface of the reinforced concrete column: a) minor crevices running in various directions, b) crevices sloping versus the column axis, c) vertical crevice of considerable width, d) uncovered grains of coarse aggregate nieniszczące badania słupa  uszkodzony słup został już częściowo obudowany ścianami, co dodatkowo utrudniło badania (rys. 2). pierwszym krokiem w diagnostyce było zbadanie położenia zbrojenia w słupie. zadanie to bez problemu zrealizowano metodą elektromagnetyczną przy pomocy covemetru. okazało się, że grubość otuliny jest różna na obwodzie kolumny i waha się od 17 mm do 50 mm (rys. 2). uszkodzenia słupa polegające na spękaniu betonu były największe tam, gdzie otulina była najcieńsza. następne próby diagnostyczne dotyczyły jakości betonu na powierzchni. badania wykonano metodą ultradźwiękową z wykorzystaniem głowic punktowych, które pozwalają na badanie materiału na dowolnie małych odcinkach (pomiędzy rysami). badana w ten sposób fala powierzchniowa charakteryzowała się jednak dużymi rozrzutami, co wskazywało na występowanie w betonie nie tylko rys o dużej rozwartości (widocznych gołym okiem) ale także mikropęknięć niewidocznych z powierzchni. uzyskano w ten sposób potwierdzenie, że beton w powierzchniowej strefie kolumny rys. 2.  usytuowanie słupa między ścianami. na przekroju zaznaczono położenie przesuniętego zbrojenia fig. 2. location of the column between walls making ultrasound tests difficult. location of the relocated reinforcement marked in the cross-section ma tylko lokalnie wytrzymałość na oczekiwanym poziomie, na większych odcinkach już tak nie jest, nie spełnia również funkcji ochronnej przed korozją dla stali zbrojeniowej. nie uzyskano w dalszym ciągu informacji o betonie w głębi kolumny. warto w tym miejscu wspomnieć, że o nośności słupa decyduje stal zbrojeniowa i beton zawarty w rdzeniu. otulina spełnia tylko funkcję ochronną dla zbrojenia, nie ma jednak wpływu na nośność kolumny. zastosowano więc ultradźwiękową metodą przepuszczania. wybrano głowice walcowe o niskiej częstotliwości 40 khz, o średnicy 40 mm. do sprzężenia akustycznego stosowano wazelinę techniczną. badania takie (rys. 3) wykonano dla uszkodzonej kolumny a także dla dwóch innych o takiej samej średnicy, zabetonowanych w tym samym czasie lecz nie wykazujących wad powierzchniowych.   a )   b ) rys. 3. sposób badania kolumn metodą przepuszczania, a) wzdłuż średnicy, b) wzdłuż cięciwy fig.  3. method of testing the columns using the inline method: a) along the diameter, b) along the chord 35przegląd  spawalnictwa vol. 88 11/2016 rys. 4.  teoretyczna droga przepływu impulsu l1 (1) i rzeczywista droga przepływu impulsu l2 (2), l2>>l1 fig. 4. theoretical path of flow for impulse l1 (1) and actual but not determined path of flow for impulse bypassing crevices l2 (2), l2>>l1 pomierzone prędkości fali cl w słupach 2 i 3 (bez uszkodzeń) są wysokie. w słupie nr 1 (z uszkodzoną warstwą betonu) wyniki są różnorodne, tylko na jednym odcinku pomiarowym (nr 8) prędkość była podobna określonej w słupach bez uszkodzeń. tak duże rozrzuty wyznaczonej prędkości można wytłumaczyć omijaniem przez impuls ultradźwiękowy rys na drodze przejścia (rys. 4). tablica i. prędkość ultradźwiękowej fali podłużnej cl w badanych kolumnach table i. velocity of longitudinal ultrasound wave cl in the tested columns nr kolumny nr punktu pomiaru cięciwa [mm] średnicy [mm] czas przejścia   [µs] prędkość fali cl  [km/s] 1 popękana 1 490 2 495 276,2 2,17 3 495 269,4 2,22 4 480 356,7 1,68 5 510 6 515 432,1 1,38 7 515 265,2 2,26 8 600 168,2 3,57 9 600 241,2 2,49 10 600 391,3 1,53 2 bez uszkodzeń 1 600 142,0 4,24 2 600 163,3 3,67 3 600 169,9 3,64 3 bez uszkodzeń 1 600 163,2 3,69 2 600 139,4 4,30 3 600 138,7 4,33 reasumując trzeba stwierdzić, że i ta metoda badania nie dała odpowiedzi na temat jakości betonu w wewnętrznej strefie kolumny. dążąc jednak do postawienia zweryfikowanej diagnozy podjęto dalsze kroki badawcze. ważną informacją byłaby znajomość głębokości rys widocznych na powierzchni. metoda ultradźwiękowa nadaje się do takich pomiarów, jednak nie można liczyć na dużą dokładność, gdyż prędkość fali podłużnej w warstwie powierzchniowej może być obarczona błędem wynikającym z spękania tej warstwy. nie licząc więc na dużą dokładność wykonano jednak takie badania. głowice punktowe przykładano do kolumny wzdłuż linii prostopadłej do rysy w odległościach 10, 20, 30 mm. yn=√(tn cl)/2)2+(xn/2)2 gdzie: tn – czas przejścia fali ultradźwiękowej od nadajnika n do odbiornika o przy położeniu głowic w odległości xn, xn – odległość między głowicami, cl – prędkość fali ultradźwiękowej jako przeciętną prędkość fali cl przyjęto wartość 2,2 km/s (tabl. i). obliczona w ten sposób głębokość rys wynosiła 12,8 mm do 32,3 mm. w jednym przypadku głębokość rysy wynosiła 55,0 mm. okazało się, że rysy dochodzą do rdzenia kolumny, mieszczącego się między zbrojeniem. w celu potwierdzenia powyższego wniosku wykonano dodatkowe pomiary metodą przepuszczania ultradźwięków przez betonowy rdzeń kolumny. w tym celu nawiercono otwory z dwóch stron słupa przechodzące przez popękaną otulinę (rys. 6). 36 przegląd  spawalnictwa vol. 88 11/2016 prędkość ultradźwięków w betonie rdzenia (3,6÷3,8km/s) była zbliżona do prędkości określonej na kolumnach 2 i 3 bez uszkodzeń. przyczyny powstałych uszkodzeń ustalony w badaniach obszar występujących uszkodzeń wskazuje przyczynę spękań. okazało się, że betonowanie słupa wykonano przy ujemnych temperaturach otoczenia. aby podwyższyć temperaturę betonu zastosowano podgrzewanie elektryczne. do zbrojenia podłączono prąd elektryczny o obniżonym napięciu i dużym natężeniu. nagrzew nie był dobrze kontrolowany. nadmiernie nagrzane pręty zbrojeniowe powiększyły swoją objętość i doprowadziły do rozrywania betonu w strefie zewnętrznej rozciąganej. strefa wewnętrzna była ściskana i ona nie uległa istotnym uszkodzeniom. podsumowanie zastosowanie nieniszczących metod badania było jedynym sposobem do zdiagnozowania stanu technicznego kolumny podtrzymującej narożną część wielokondygnacyjnego budynku. warto zwrócić uwagę na przedstawiony sposób dochodzenia do wniosków końcowych. wykonując schematycznie badania ultradźwiękowe metodą przepuszczania (według zaleceń normowych) uzyskano by wynik negatywny, nie odzwierciedlający rzeczywistego stanu konstrukcji. indywidualna, nieschematyczna interpretacja wyników jest szczególnie ważna podczas badań nieniszczących. w omawianym przypadku dopiero połączenie wyników pomiarów ultradźwiękowych z technologią wykonania i znajomością wpływu obróbki termicznej betonu na jego własności dało podstawy do zdiagnozowania rzeczywistego stanu konstrukcji. bardzo przydatne okazało się również zastosowanie głowic punktowych, które w wielu przypadkach ułatwiają badania ultradźwiękowe [7]. literatura [1] pn-en 206-1. beton, wymagania, właściwości, produkcja i zgodność. [2] pn-en 13791. ocena wytrzymałości betonu na ściskanie w konstrukcjach i prefabrykowanych wyrobach betonowych. [3] pn-en 12504-1 badania betonu w konstrukcjach. cz. 1 odwierty rdzeniowe. [4] hoła j., schabowicz k.: diagnostyka obiektów budowlanych, materiały budowlane nr 5/2015, s. 3 – 7. [5] drobiec ł., jasiński r., piekarczyk a.: diagnostyka konstrukcji żelbetowych. pwn, warszawa 2010. [6] bungey j. h., millard s. g., grantham m. g.: testing of concrete in structures. taylor & francis. london and new york, 2006. [7] stawiski b.: ultradźwiękowe badania betonów i zapraw głowicami punktowymi. oficyna wydawnicza politechniki wrocławskiej. wrocław 2009. rys. 5. sposób wyznaczania głębokości rysy gdy jest ona prostopadła do powierzchni: a) teoretyczny przebieg impulsu od nadajnika n do odbiornika o, b) wykonywanie pomiaru fig.  5. method of determining depth of the crevice where it is perpendicular to the surface: a) theoretical flow of the impulse from transmitter t to receiver r, b) performance of the measurement   a )   b) rys. 6.  sposób badania rdzenia kolumny metodą przepuszczania ultradźwięków: a) głowica nadawcza, b) głowica odbiorcza, c) strefa powierzchniowa popękana, d) rysa do zbrojenia fig. 6. method of testing the column core using the inline method: a) transmitting (spot) head, b) receiving spot head, c) surface cracked zone, d) crevice reaching the reinforcement ps 9 2016 www.pdf 39przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 wpływ składu mieszanin nicrbsife+wsc i nibsi+wsc  na ich mikrostrukturę i twardość influence composition of mixtures nicrbsife+wsc and nibsi+wsc on their microstructure and hardness mgr inż. andrzej żak, mgr inż. konrad sawras, prof. dr hab. inż. włodzimierz dudziński– politechnika wrocławska. autor korespondencyjny/corresponding author: andrzej.zak@pwr.edu.pl streszczenie powłoki nanoszone metodą lutowania infiltracyjnego charakteryzują się wysoką odpornością na zużycie ścierne oraz dużą twardością. z racji na wysoką komplikację nanoszenia powłok, postanowiono wykonać wstępne próby na drodze spiekania ziaren węglikowych z fazą ciekłą. przeprowadzone badania miały na celu wstępne rozpoznanie różnic pomiędzy proszkami nicrbsife a nibsi w kontekście mikrostruktur i twardości otrzymanych kompozytów. posłużyły one do zaplanowania koncepcji dalszej pracy badawczej. projekt prowadzony był we współpracy z firmą agro// selnet. słowa kluczowe: nicrbsife; nibsi; mikrostruktura abstract infiltration brazed coatings are characterized by high wear resistance and high hardness. because of the high complexity of coating process, it was decided to perform the initial samples by sintering the carbide grains with a liquid phase. the study aimed to initial recognition of the differences between nicrbsife and nibsi alloys in the context of the microstructure and hardness of the composites. these were used to plan the concept of further research. the project was performed in cooperation with agro//selnet company. keywords: nicrbsife; nibsi; microstructure wstęp lutowanie infiltracyjne (ang. infiltration brazing) zostało opracowane w latach 70. xx wieku, jako metoda nanoszenia powłok odpornych na zużywanie ścierne. półproduktem (tzw. prekompozytem) wykorzystywanym do przeprowadzenia procesu są elastyczne maty, zawierające proszek metaliczny i dodatek politetrafluoroetylenu (ptfe). polimer ten jest stosowany w ilości od 1 do 15% masowych [1]. poniżej temperatury topnienia stopu lutowniczego ptfe rozkłada się i ulatnia, nie biorąc udziału w procesie lutowania. struktury powstałe w wyniku procesu lutowania infiltracyjnego charakteryzują się wysoką twardością i odpornością na ścieranie mineralne, dzięki czemu ten proces może być stosowany do wytwarzania warstw powierzchniowych elementów maszyn takich, jak łożyska, turbiny, cyklony lub brony do pługów. zastosowanie kompozytowych mat węglikowych, charakteryzujących się dobrą plastycznością, pozwala na przeprowadzenie procesu lutowania infiltracyjnego in situ, co znacznie ułatwiła prace konserwacyjne w przypadku podzespołów wielkogabarytowych bądź wyjątkowo trudnych do demontażu. na podstawie przeprowadzonych badań wstępnych oraz porównania ich z dostępną wiedzą teoretyczną sformułowano wnioski i przeprowadzono obserwacje, które mogą okazać się pomocne podczas analizy wpływu określonych parametrów procesu lutowania infiltracyjnego na mikrostrukturę i wybrane własności mieszanek stopów lutowniczych i węglika wolframu. cel i zakres badań celem badań było określenie wpływu składu chemicznego spoiwa lutowniczego na mikrostrukturę próbek powstałych po spiekaniu ziaren węglikowych z fazą ciekłą stopów lutowniczych nicrbsife oraz nibsi. do badań przy użyciu metod mikroskopii świetlnej wykorzystano mikroskop świetlny nikon eclipse ma200 z oprogramowaniem nis elements br. obserwacje były prowadzone przy powiększeniach z zakresu x100 do x2000. pomiary porowatości wykonano na zgładach, metodą planimetryczną. do rejestrowania obrazów metodami mikroskopii elektronowej wykorzystano mikroskop skaningowy jeol jsm-6610a. obrazy mikrostruktur powierzchni zgładu metalograficznego rejestrowano przy pomocy detektora elektronów rozproszonych wstecznie bse, w trybie kontrastu materiałowego. pomiary twardości wykonano metodą vickersa przy użyciu mikrotwardościomierza mmt-x3 zgodnie z pn-en iso 6507-1:2007, pod obciążeniem 9,807 n. czas trwania obciążenia wynosił 15 s. andrzej żak, konrad sawras, włodzimierz dudziński przeglad welding technology review 40 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 materiały do badań materiałami wykorzystanymi podczas badań były proszki stopów lutowniczych (rys. 1a, 1b) oraz topiony węglik wolframu wsc (rys. 1c), dostarczone przez firmę agro//selnet. wsc (niem. wolframschmelzkarbid) jest mieszaniną eutektyczną węglików wolframu wc oraz w2c. proszki te, w porównaniu z innymi węglikami, wykazują dobrą zwilżalność ciekłymi metalami [3]. skład chemiczny substratów wykorzystanych w badaniach zestawiono w tablicy i. wyniki badań próbki proszków stopów lutowniczych nicrbsife, nibsi oraz mieszanek a i b poddano przetopieniu poprzez podgrzanie do temperatury 1250° c, wytrzymanie w tej temperaturze przez 30 minut oraz schłodzenie do temperatury otoczenia wraz z piecem. atmosferę 5% h2 + 95% n2 utrzymywano w piecu do osiągnięcia podczas chłodzenia temperatury 300 °c. pozostały proces chłodzenia przebiegał na powietrzu. stop nicrbsife wykazał niewielką mikroporowatość oraz strukturę złożoną z trzech faz, których analiza strukturalna będzie przedmiotem dalszych badań (rys. 2). stop nibsi nie wykazał porowatości, a jego dwufazowa struktura była częściowo dendrytyczna (rys. 3). mieszanki a i b, lutowane w atmosferze 5% h2 + 95% n2 wykazały występowanie istotnych różnic. struktura powstała z mieszanki a (nicrbsife-wsc) o zawartości 40% węglika wsc (rys. 4) charakteryzuje się mniejszą porowatością od mieszanki b (nibsi-wsc), zawierającej 60% węglika wsc (rys. 5), co wstępnie potwierdza zależność wzrostu porowatości mieszanek wraz ze wzrostem zawartości procentowej węglika wolframu. celem potwierdzenia wyników należy jednak rozszerzyć eksperyment o testy mieszanki a o zawartości 60% węglika wsc oraz o mieszanki b o zawartości 40% wsc. w mieszance a (nicrbsife-wsc) zaobserwowano występowanie fazy przejściowej na granicach węglik-osnowa (rys. 4). zaobserwowano również częściową dezintegrację ziaren proszku wsc i penetrację fazy ciekłej. według danych literaturowych uwarunkowane jest to dobrą zwilżalnością ziaren wsc przez stop na bazie ni [6]. mikrostruktura próbki nibsi-wsc charakteryzuje się występowaniem wyraźnej granicy międzytablica i. skład chemiczny stosowanych proszków stopów lutowniczych oraz mieszanek stopów lutowniczych z dodatkiem proszku węglika wolframu wsc table i. chemical composition of the used braze alloys and mixtures of the braze alloy and wsc typ proszku masowa zawartość % c si mn p s cr b fe ni w nicrbsife 0,88 4,41 0,04 <0,001 0,007 15,4 2,97 3,38 reszta – nibsi 0,03 3,10 – <0,001 0,003 – 3,01 0,015 reszta – wsc 4,50 – – – – – – – – reszta rys. 1. obraz proszków: a – nicrbsife, b – nibsi i c – wsc, sem fig. 1. image of the powders: a – nicrbsife, b – nibsi, c – wsc, sem. a) b) c) rys.  2. mikrostruktura stopu nicrbsife poddanego przetopieniu w atmosferze 5% wodoru w azocie. widoczna porowatość oraz złożona struktura wielofazowa. mikroskopia świetlna. fig. 2. microstructure of the nicrbsi sintered in 5% h2, 95% n2 atmosphere. the apparent porosity and complex multiphase structure. light microscopy. rys. 3. mikrostruktura stopu nibsi poddanego przetopieniu w atmosferze 5% wodoru w azocie. widoczna struktura dendrytyczna oraz brak makroskopowej porowatości. mikroskopia świetlna. fig. 3. microstructure of the nibsi sintered in 5% h2, 95% n2 atmosphere. visible dendritic structure and the absence of macroscopic porosity. light microscopy. 41przegląd  spawalnictwa       vol. 88 9/2016 fazowej pomiędzy węglikami, a osnową niklową, bez występowania dodatkowej fazy międzymetalicznej (rys. 5). celem oceny jakości i użyteczności otrzymanych próbek, wykonano pomiary twardości metodą vickersa (hv1). wyniki zestawiono w tablicy ii. najwyższą twardością, sięgającą lokalnie powyżej 1000 hv1, charakteryzowała się mieszanka a, składająca się z proszków nicrbsife i wsc. mieszanka b wykazała niższą twardość, rzędu 500-600 hv1, wynikającą z własności zastosowanego stopu lutowniczego. spowodowane jest to faktem, że stop nibsi charakteryzuje się niższą twardością niż stop nicrbsife (odpowiednio 336 i 639 hv1). duży rozrzut pomiarów wykonanych dla mieszanek a i b spowodowany był występującą porowatością docelowo należy rozważyć badanie twardości metodą uśredniającą pomiar z większego obszaru zgładu (hv10 lub hb). należy jednak zaznaczyć, że nie twardość, a odporność na zużywanie rys. 4. mikrostruktura mieszanki a (nicrbsife-wsc). jasne obszary reprezentują częściowo rozpuszczone w osnowie węgliki wolframu. wokół węglików wolframu widoczne kryształy nieciągłej fazy przejściowej. sem, kontrast materiałowy. fig.  4. the microstructure of a mixture of a (nicrbsife-wsc). the bright areas represent partially dissolved in the matrix of tungsten carbide. around the tungsten carbide visible crystals discontinuous phase transition. sem, material contrast. rys. 5. mikrostruktura mieszanki b (nibsi-wsc). widoczne liczne pory (czarne obszary) oraz niewielka ilość spoiwa lutowniczego (szare obszary). sem, kontrast materiałowy. fig. 5. microstructure mix b (nibsi-wsc). visible plurality of pores (black areas), and a small amount of braze filler (gray areas). sem, material contrast. ścierne powinna być najbardziej istotnym parametrem podczas porównywania wyżej opisanych materiałów. nazwa próbki pomiary twardości hv1 1 2 3 4 5 mieszanka a 1081 564 886 1443 549 mieszanka b 278 679 577 708 590 nicrbsife 695 704 611 532 654 nibsi 300 367 319 363 333 tablica ii. wyniki pomiarów twardości próbek table ii. results of hardness measurements of samples podsumowanie na podstawie analizy wyników przeprowadzonych badań stwierdzono, że: – jest możliwe uzyskanie mieszaniny stopu lutowniczego oraz węglika wolframu w atmosferze 5% h2 + 95% n2, jednak przedstawia to większe problemy technologiczne, niż zastosowanie czystego wodoru. – zastosowanie mieszaniny nicrbsife+wsc pozwoliło na uzyskanie kompozytu o wyższej twardości niż w przypadku mieszaniny nibsi+wsc. – stop nicrbsife poddany przetopieniu w atmosferze 5% h2 + 95% n2 wykazuje dwa razy wyższą twardość niż stop nibsi. – mikrostruktura powłok wykonanych z mieszanki proszku lutowniczego nicrbsife z proszkiem węglikowym wsc charakteryzowała się występowaniem fazy przejściowej na granicy faz węglik-osnowa, podczas gdy w powłoce nibsi-wsc faza przejściowa nie została zarejestrowana dla zastosowanych parametrów wytwarzania. – dla kompozytu nicrbsife+wsc zaobserwowano dezintegrację ziaren wsc i infiltrację fazy ciekłej wewnątrz eutektyki węglikowej. literatura [1] coating metallic substrate with powdered filler and molten metal, us patent nr 3743556, 1973. [2] tobar m.j., alvarez c., amado j.m., rodriguez g., yanez a.: morphology and characterization of laser clad composite nicrbsi–wc coatings on stainless steel, surface & coating technology, 200 (2006) 6313-6317. [3] fernandes c.m., senos a.m.r.: cemented carbide chase diagrams: a review, elsevier b.v., 2011. [4] schwartz m.: brazing, 2nd edition, asm international, 2003. [5] senkara j.: sterowanie energią adhezji pomiędzy molibdenem i wolframem a ciekłymi metalami w procesach spajania, wydawnictwa politechniki warszawskiej, warszawa 1993. [6] senkara j., windyga a.: podstawy teorii procesów spajania, wydawnictwa politechniki warszawskiej, warszawa 1990. [7] morel s.: powłoki dla ochrony przed zużyciem elementów maszyn i urządzeń, w: przegląd spawalnictwa, vol. 87, no 9 (2015). [8] kondej a., babul t.: mikrostruktura natapianej powłoki ni-cr-b-si, przegląd spawalnictwa vol 88, no 3 (2016). [9] broda t., keitel s.: resistance seam hardfacing and cladding of wc-co in a nicrbsi-matrix, w: przegląd spawalnictwa, vol 88, no 3 (2016) ps 8 2016 www.pdf 43przegląd  spawalnictwa       vol. 88 8/2016 nowoczesne metody zgrzewania tarciowego   punktowego materiałów konstrukcyjnych modern methods of friction spot welding of construction materials dr inż. paweł kustroń,  mgr inż. jacek leśniewski, dr inż. beata białobrzeska – politechnika wrocławska. autor korespondencyjny/corresponding author: pawel.kustron@pwr.edu.pl streszczenie w artykule przedstawiono aktualnie najpopularniejsze metody zgrzewania tarciowego punktowego. obecnie łączenie metali lekkich jak stopy aluminium czy magnezu stwarza szereg problemów natury technologicznej czy metalurgicznej. osiągnięcie odpowiednich właściwości wytrzymałościowych produkowanych złączy wymaga niejednokrotnie urządzeń o relatywnie wysokiej mocy, dodatkowych zabiegów obróbki cieplnej czy odpowiedniego przygotowania elementów łączonych. ciekawą i coraz szerzej stosowaną alternatywą dla procesów zgrzewania rezystancyjnego punktowej jest zgrzewanie tarciowe punktowe. jest to nowatorska metoda łączenia, powstała ona na bazie znanego procesu fsw (friction stir welding) tj. zgrzewania tarciowego liniowego z wymieszaniem materiałów łączonych. metoda fsw została ona opracowana przez brytyjski ośrodek twi (the welding institute) w 1991r a następnie rozwijana przez szereg ośrodków w usa, japonii i europie [1]. słowa kluczowe: zgrzewanie tarciowe, aluminium, fssw abstract the article presents the currently most popular methods of friction spot welding. currently, joining of lightweight metals like aluminium and magnesium alloys poses a number of technological or metallurgical problems. achieving the appropriate strength properties produced joints often requires devices with relatively high power, additional heat treatment and adequate preparation of the workpieces. friction stir spot welding is an interesting and widely used alternative processes for resistance spot welding. it is an innovative method of joining. it was founded on the basis of a wellknown process of fsw (friction stir welding). fsw method has been developed by the british center twi (the welding institute) in 1991 and then developed by a number of research centers in the us, japan and europe. keywords: friction welding, aluminum, fssw wstęp klasyczne techniki spawania czy zgrzewania stosowane w przemyśle motoryzacyjnym do łączenia elementów wykonanych ze stopów aluminium czy magnezu mogą powodować powstawanie znacznej ilości problemów technologicznych i metalurgicznych. zastosowanie techniki fsw w produkcji pojazdów, zarówno podzespołów, jak i w montażu końcowym, pozwoliło na osiągnięcie wyższej jakości złączy oraz zwiększenie wydajności produkcji. metoda fsw jest z powodzeniem stosowana również innych branżach takich jak: – przemysł budowlany – aluminiowe konstrukcje mostów, rur, ram okien, elementów wymienników ciepła i klimatyzacji, – przemysł elektryczny – obudowy silników elektrycznych, szyny elektryczne, połączenia elektryczne, obudowy urządzeń elektronicznych, elementy generatorów energii elektrycznej, – energetyka jądrowa – zbiorniki miedziane do gromadzenia odpadów radioaktywnych. metoda fsw (friction stir welding) stosowana jest głównie do łączenia materiałów plastycznych (stopów paweł kustroń, jacek leśniewski, beata białobrzeska aluminium, magnezu, miedzi). o rozwijającej się popularności procesów zgrzewania tarciowego z wymieszaniem decydują nie tylko czynniki techniczne przemawiają za tą metodą, ale także czynniki ekonomiczne czy środowiskowe. do głównych jej zalet należy zaliczyć: a) proces przebiega w stanie stałym, co w wielu przypadkach korzystanie wpływa na własności metalurgiczne oraz strukturę złącza (rozdrobnienie ziarna, ograniczone powstawanie kruchych faz międzymetalicznych, ograniczona segregacji pierwiastków czy występowanie np. porowatości). b) relatywnie niskie odkształcenia materiałów łączonych po procesie, przez co uzyskuje się węższe pola tolerancji wytwarzanych elementów, c) możliwość łączenia materiałów o znacznej grubości, szczególnie dla stopów aluminium, d) brak konieczności specjalistycznego przygotowania krawędzi materiałów łączonych np. ukosowania, e) łatwość automatyzacji procesu dzięki zastosowaniu obrabiarek numerycznych lub robotów, f) proces nie wymaga stosowania materiałów dodatkowych, jak również nie wyklucza wprowadzenia np. gazów osłonowych lub materiału dodatkowego, przeglad welding technology review 44 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 8/2016 g) podczas procesu nie wydzielają się szkodliwe dla człowieka gazy i pyły. h) po procesie nie ma konieczności dodatkowej obróbki (np. skrawaniem) wykonanych złączy. zastosowanie niniejszej metody oraz jej odmian do łączenia materiałów wysokotopliwych (stal, tytan) nastręcza jednak nadal wielu problemów. do głównych należy zaliczyć: a) konieczność wytwarzania narzędzi bądź ich elementów z materiałów zdolnych pracować w temperaturach dochodzących do 1200 °c (np. stopy wolframu z renem czy spieki pcbn polycrystalline cubic boron nitride), b) po procesie pozostaje w złączu krater, który w pewnych przypadkach może istotnie wpływać na własności wytrzymałościowe złącza, c) urządzenie powinno posiadać odpowiednio wydajny układ chłodzenia narzędzia, d) geometria narzędzia powinna zapewniać odpowiedzi przepływ i mieszanie materiałów łączonych oraz generować odpowiedną ilość energii cieplnej do uplastycznienia materiału, e) narzędzie powinno chronić obszar łączony przed jego utlenianiem, pomimo wymienionych problemów proces ten zdobywa sobie coraz to większą popularność a ponadto pojawiają się kolejne jego odmiany, które niosą ze sobą coraz to nowe możliwości technologiczne oraz w szczególności wyższe parametry wytrzymałościowe wytwarzanych złączy. proces fsw można podzielić na dwie podstawowe grupy: zgrzewanie liniowe oraz zgrzewanie punktowe. zgrzewanie fsw liniowe jest szeroko stosowane i można znaleźć na ten temat liczne publikacje, natomiast zgrzewanie tarciowe punktowe jest obecnie spotykane w niewielu opracowaniach. aktualnie wyróżnia się dwie główne metody zgrzewania tarciowego punktowego: – fssw (zgrzewanie tarciowe punktowe) i jego odmiany np. fsj, – refill fssw (zgrzewanie tarciowe punktowe z wypełnieniem krateru). fsj (friction spot joining) przykład   systemu kawasaki  proces fsj składa się z trzech głównych etapów (rys. 1): zagłębienie, mieszanie i wycofanie narzędzia [2], [3]. proces rozpoczyna się od zanurzenia wirującego narzędzia w miejscu łączenia aż do styku z powierzchnią przedmiotu obrabianego. w tym momencie następuje drugi etap – mieszanie, które umożliwia dyfuzję łączonych materiałów z ustalonym parametrem docisku narzędzia. na tym etapie w wyniku połączenia docisku i ciepła wywołanego tarciem, następuje wytworzenie jednorodnego połączenia. na koniec po osiągnięciu żądanego zagłębienia proces zostaje zatrzymany i narzędzie zostaje wycofane. rys. 1. schemat procesu fssw [4] fig. 1. the diagram of the fssw process [4] w trakcie procesu fsj zgrzewany materiał przemieszcza się w różnych kierunkach (rys. 2). za pomocą gwintowanego lub gładkiego trzpienia, materiał przemieszcza się pod powierzchnią przypory w stronę trzpienia (1), a następnie zmienia kierunek ruchu na spiralny w dół (2) gdzie następuje jego mieszanie. gdy materiał dosięgnie końca trzpienia jest on wypychany ku górze i na zewnątrz, a następnie wraca w kierunku trzpienia (3). przepływ materiału jest nieustająco powtarzany, tworząc strefę mieszania. rys. 2. schemat przepływu materiału [4] fig. 2. the material flow diagram [4] metoda zgrzewania fsj charakteryzuje się wieloma zaletami. jest przyjazna środowisku, gdyż nie generuje zanieczyszczeń. cykl pracy przy wykonaniu jednego złącza punktowego trwa nie więcej niż 2 sekundy. proces ten wykazuje bardzo dobre właściwości mechaniczne zgrzeiny, a jej nośność może osiągać wartości wyższe od analogicznego połączenia zgrzewanego rezystancyjnie. jest to system, który daje wysoki potencjał do zastosowania dla materiałów wysokotopliwych. jego innowacyjność polega głównie na: – zastosowaniu szybkoobrotowego wrzeciona, – narzędzia zdolnego do pracy w wysokich temperaturach, – geometrii narzędzia pozwalającej uzyskać połączenie zgrzewane dla stali (nie tylko dla aluminium), – może występować jako stanowisko stacjonarne lub zrobotyzowane, – system jest o 50% tańszy od analogicznego systemu do zgrzewania rezystancyjnego [2], – system zapewnia mniejsze zużycie energii w stosunku do rezystancyjnego [2], – nie występują tu szkodliwe opary, ekspulsje czy zjawisko bocznikowania. rys.  3.  model złącza zgrzewanego fssw (haz – strefa wpływu ciepła, pfa – strefa plastycznego płynięcia materiału, sz – strefa wymieszania, bbp – strefa odgraniczająca materiały łączone) [4] fig. 3. the model of fsj welded joint (haz heat affect zone, pfa zone of plastic flow of the material, sz stir zone, bbp boundary between plates) [4] jak podaje producent (firma kawasaki) własności mechaniczne wykonanych złączy zgrzewanych przewyższają, pod kątem wytrzymałości na ścinanie połączenia przetłaczane (tzw. klinczowane). uzyskiwane wartości dla stopu a6061 o grubości 3 mm osiągają ponad 6 kn podczas gdy analogiczne złącze przetłaczane osiąga ok 4 kn [4]. 45przegląd  spawalnictwa       vol. 88 8/2016 rfssw (refill friction stir spot welding)  w zależności od materiałów łączonych zgrzewanie rfssw [5],[6] najczęściej realizowane jest za pomocą czterech etapów. na zewnątrz (rys. 4a) umieszczona jest tuleja dociskowa narzędzia. stabilizuje ona narzędzie oraz dociska materiał łączony podczas, gdy trzpień oraz tuleja wewnętrzna są w ruchu obrotowym. kolejnym etapem jest nadanie ruchu liniowego, trzpieniowi oraz tulei wewnętrznej, w przeciwnym do siebie kierunku. tuleja wewnętrzna zagłębia się w materiale (rys. 4b). w wyniku tego wytwarzana jest energia cieplna tarcia, materiał zostaje uplastyczniony i wpływa do wnętrza wirującej tulei. po zagłębieniu tulei na odpowiedną głębokość zostaje zmieniony kierunek ruch posuwistego tulei i trzpienia na odwrotny. tuleja jest wycofywana a trzpień wypycha zgromadzony w tulei materiał z powrotem do miejsca zgrzewania. ostatecznie obydwa elementy, wyrównują swoje pozycje na powierzchni materiałów łączonych (rys. 4c). powoduje to wypełnienie powstałego krateru przez materiał. w ostatnim etapie (rys. 4d) ruch obrotowy zostaje zatrzymany, a narzędzie wycofane z miejsca łączenia, pozostawiając płaską zgrzeinę bez utraty materiału. rys. 4. przebieg procesu rfssw [6] fig. 4. the diagram of the rfssw process [6] innowacyjność tej metody polega głównie na: – zastosowaniu układu wirującej tulei i trzpienia, których przeciwbieżny ruch posuwisty pozwala wypełnić krater po procesie zgrzewania (rys. 5), – system zapewnia mniejsze zużycie energii oraz relatywnie krótki czas przebiegu procesu w stosunku do rezystancyjnego, – złącze charakteryzuję się relatywnie wysokimi własnościami wytrzymałościowymi oraz zmęczeniowymi, – nie występują tu szkodliwe opary, ekspulsje czy zjawisko bocznikowania, – może występować jako stanowisko stacjonarne lub zrobotyzowane. przykłady złączy wykonanych metodą  refill fssw do badań złączy zgrzewanych metodą refill fssw (friction stir spot welding) zastosowano stop aluminium w garys.  5.  przykładowe złącze dwóch blach gatunku en aw-1050a o grubości 3 mm, wykonane metodą zgrzewania tarciowego punktowego rfssw fig. 5. examples of rfssw joint for en aw-1050a alloy with a thickness of 3 mm rys.  6.  przykładowe złącze dwóch blach gatunku en aw-1050a o grubości 3 mm, po badaniu wytrzymałości na ścinanie fig. 6. examples of rfssw joint for en aw-1050a alloy with a thickness of 3 mm, after the shear test rys.  7.  przykładowe złącze dwóch blach gatunku en aw-1050a o grubości 3 mm, zgład trawiony (hf, 10%) fig. 7. examples of rfssw joint for en aw-1050a alloy with a thickness of 3 mm, metallographic section (etched with hf 10%) tunku en aw-1050a o grubości 3 mm. we wszystkich wykonanych złączach metodą refill fssw średnica trzpienia wynosiła 6.4 mm a średnica tulei wynosiła 9 mm. wykonano złącza zakładkowe, których przykład pokazano na rysunku 5. przedstawione złącze na rysunku 7 ma jednorodną budowę, nie występują niezgodności spawalnicze. widoczne w strukturze makroskopowej zaczernione obszary nie stanowią nieciągłości materiału i pochodzą od procesu trawienia. pojawiają się one w miejscach poddanych bardzo dużym odkształceniom plastycznym np. miejscach kontaktu narzędzia z materiałem. podczas procesu tworzenia zgrzeiny następuje tu bardzo silne uplastycznienie materiału oraz pojawia się efekt plastycznego płynięcia tj. następuje silne przemieszczanie i mieszanie materiałów w obrębie działania narzędzia. tarcie zamieniane jest na ciepło. jest ono na tyle duże, że po zgniocie może nastąpić rekrystalizacja ziaren. w zgrzeinie zatem można wyróżnić strefę dynamicznej krystalizacji (ziarna są bardziej równomierne, drobniejsze). po obu stronach występuje natomiast strefa silnie odkształcona (widoczna jako ciemniejsze obszary). obszar ten jest jednorodny i nie wykazuje cech nieciągłości. badania wytrzymałości na ścinanie przeprowadzono dla połączeń zakładkowych, każde z pojedynczą zgrzeiną. prędkość odkształcania wynosiła 2 mm/min. 46 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 8/2016 rys.  8.  przykładowe krzywe rozciągania dla omawianych złączy zgrzewanych fig. 8. example results of the shear test for rfssw welded joints wszystkie badane próbki zostały zniszczone w materiale rodzimym (np. rys. 5) co jest odpowiednim zachowaniem się dla prawidłowo wykonanego złącza. otrzymane wartości wytrzymałości na ścianie przekraczają 5 kn (rys. 8) dla badanego materiału. wnioski w artykule przedstawiono dwie nowoczesne metody zgrzewania tarciowego punktowego. zaprezentowane wyniki wskazują na innowacyjność oraz wysoki potencjał wdrożeniowy tych metod. w przypadku metody refill fssw jej innowacyjność polega głównie na zastosowaniu narzędzia, które pozwala wypełnić krater po procesie zgrzewania. pozwala to na uzyskanie relatywnie wysokich właściwości wytrzymałościowych złącza, w tym zmęczeniowych. dla metody fsj producent wskazuje na możliwość łączenia materiałów wysokotopliwych np. stal (nie prezentuje jednak jednoznacznych danych eksperymentalnych). przedstawione dane pokazują właściwości złączy ze stopów aluminium. w obydwu przedstawionych metodach można zauważyć, iż procesy te są relatywnie przyjazne dla środowiska, nie generują one np. szkodliwych oparów, nie występują tu ekspulsje czy zjawisko bocznikowania. obydwie metody mogą być stosunkowo łatwo zrobotyzowane lub występować jako stanowiska stacjonarne. wymienione cechy opisanych metod potwierdzają, iż mogą one być interesującą alternatywą dla klasycznych metod łączenia jak np. zgrzewane rezystancyjne, szczególnie dla materiałów lekkich jak stopy aluminium czy magnezu. literatura [1] a. pietras, r. bogucki, „rozwój technologii zgrzewania tarciowego z mieszaniem materiału uplastycznionego w strefie zgrzeiny”, szybkobieżne pojazdy gąsienicowe nr 1, gliwice 2005. [2] a new method for light alloy joining friction spot joining, kawasaki heavy industries. http://pdf.directindustry.com/pdf/kawasaki-robotics/ fsj/18836-307065.html, 10.11.2015. [3] j. f. hinrichs, c. b.smith, b. f. orsini, r. j. degeorge, b. j. smale, p. c. ruehl, “friction stir welding for the 21st century automotive industry”, proceedings of the fifth international conference on friction stir welding, metz (france), 2004. [4] f. boiocchi, “friction stir spot welding applied to tp aa6061-t4 sheet metals”, metalworking world magazine, http://www.metalworkingworldmagazine.com, 7.04.2016. [5] t. montag, j. p. wulfsberg, h. hameister, r. marchner, “influence of tool wear on quality criteria for refill friction stir spot welding (rfssw) process”, new production technologies in aerospace industry 5th machining innovations conference, mic, 2014. [6] l. c. campanelli, u. f. h. suhuddin, j. fernandez dos santos, n. guedes de alcântara, “parameters optimization for friction spot welding of az31 magnesium alloy by taguchi method”, soldag. insp. vol. 17 no. 1, são paulo, 2012. 201603_pspaw.pdf 9przegląd  spawalnictwavol. 88 3/2016 stan warstwy wierzchniej po laserowej   oraz laserowo-mechanicznej modyfikacji powierzchni surface integrity after laser and laser-mechanical surface modification dr hab. inż. joanna radziejewska, prof. pw, – instytut technik wytwarzania, politechnika warszawska. autor korespondencyjny/corresponding author: jora@meil.pw.edu.pl streszczenie w pracy przedstawiono analizę stanu warstwy wierzchniej po laserowym stopowaniu stali stellitem 6 oraz obróbce hybrydowej łączącej laserowe stopowaniem z obróbką nagniataniem. obróbka hybrydowa prowadzona była na stanowisku laserowym. do realizacji procesu nagniatania powierzchni wykorzystano głowicę do nagniatania ślizgowego umożliwiającą obróbkę w podwyższonych temperaturach jak i na zimno. ocenę efektów obróbki hybrydowej przeprowadzono na podstawie badań chropowatości, mikrostruktury, mikrotwardości oraz badań naprężeń własnych. słowa kluczowe: stopowanie laserowe; nagniatanie; obróbka hybrydowa abstract the results of experiments on the application of the new hybrid method, which combines the laser alloying process with slide burnishing, were presented. both treatments were performed on the laser stage in one operation. the experiments were done on carbon steel alloyed with stellite 6. the results of analysis of the surface roughness, microstructure, microhardness and residual stresses in surface layer after the laser alloying process and laser alloying combined with burnishing were presented. keywords:  laser alloying; burnishing; hybrid treatment wstęp modyfikacja warstwy wierzchniej (ww) metali i stopów wiązką laserową wykorzystywana jest w szeregu obróbkach powierzchniowych: stopowaniu, natapianiu, hartowaniu przetopieniowym. w wyniku przetopienia uzyskuje się zwykle ujednorodnienie, rozdrobnienie ziarna oraz wzrost twardości ww. w przypadku stopowania, wtapiania i natapiania dodatkowo możliwa jest zmiana składu chemicznego utworzonej warstwy. obróbki związane z przetopieniem generalnie prowadzą do powstawania naprężeń rozciągających, co związane jest z procesami grzania i chłodzenia ulepszonej warstwy [1,2]. wartość naprężenia zależy od parametrów obróbki laserowej tj. gęstość mocy promieniowania, sposób obróbki laserowej czy jest to pojedyncze przejście czy obróbka wielościeżkowa, stopnia przykrycia ścieżek a także rodzaj materiału i przemian fazowych zachodzących w trakcie obróbki. wartość naprężenia zależy również od przyjętej metody pomiarowej [3÷5]. naprężenia rozciągające w warstwie wierzchniej mają niekorzystny wpływ na niektóre własności eksploatacyjne a w szczególności wytrzymałość zmęczeniową. próby redukcji naprężenia oraz zmniejszenia chropowatości po przetapianiu laserowym poprzez powierzchniową obróbkę plastyczną zostały przeprowadzone w pracy [6]. warstwę joanna radziejewska wytworzoną poprzez stopowanie laserowe poddano rolowaniu w wyniku, czego uzyskano redukcję naprężenia rozciągających oraz zmniejszenie wysokości chropowatości. innym rozwiązaniem jest zastosowanie klasycznego procesu „shot peening” po przetapianiu laserowym [7]. w wyniku hartowania przetopieniowego stali wiązką laserową i kulowania uzyskano zmianę naprężeń rozciągających w warstwie wierzchniej z + 1200 mpa do – 900 mpa, w strefie o grubości około 70 μm. zastosowana obróbka pomimo spadku twardości materiału spowodowała dwukrotny wzrost odporności na zużycie przez tarcie. analizując możliwość konstytuowania warstwy wierzchniej o wysokiej gładkości, można zauważyć, że proces mechanicznego kształtowania tekstury jest bardziej efektywny w wysokich temperaturach, gdy materiał jest plastyczny. proces nagrzewania laserowego z powodzeniem stosowany jest do wspomagania obróbki mechanicznej materiałów trudno obrabialnych np. do cięcia, toczenia twardej ceramiki [8], toczenia, frezowania oraz szlifowania takich materiałów jak stopy tytanu, żeliwo oraz stale specjalne [9]. w pracy przedstawiono wyniki badań stanu ww stali po stopowaniu laserowym stellitem 6 oraz po zastosowaniu metody hybrydowej łączącej proces stopowania laserowego z procesem nagniatania powierzchniowego. proces nagniatania był prowadzony bezpośrednio na stanowisku laserowym 10 przegląd  spawalnictwa vol. 88 3/2016 w jednej operacji z procesem stopowania. nagniatanie realizowano w dwuetapowo wygładzanie powierzchni uzyskano poprzez plastyczne odkształcenia warstwy wierzchniej w wysokiej temperaturze, a redukcję naprężeń rozciągających w warstwie wierzchniej osiągnięto poprzez obróbkę plastyczną w zakresie niskich wartości temperatury. metodyka badań stopowanie laserowe oraz obróbkę laserowo – mechaniczną warstwy wierzchniej przeprowadzono wykorzystując laser co2 o mocy maksymalnej 2,5 kw, generujący wiązkę osiowo-symetryczną o modzie bliskim tem10, która była ogniskowana soczewką znse o ogniskowej 5”. laserowe stopowanie i obróbkę hybrydową (laserowe stopowanie z jednoczesnym nagniataniem ślizgowym) przeprowadzono dla próbek ze stali węglowej, 45 na które uprzednio nałożono plazmowo warstwę stellitu kobaltowego o grubości około 300 µm o składzie chemicznym: 45 % co, 30% cr, 13%w, 0,8% c. rys.  1.  schemat stanowiska do obróbki laserowo-mechanicznej: 1 – element nagniatający, 2 – sprężyna, 3 – łożysko obrotowe, 4 – napęd, 5 – zwierciadło, 6 – laser co2, 7 – próbka, 8 – stół roboczy, 9 – soczewka fig. 1. scheme of the laser-mechanical machining station: 1 – burnishing element, 2 – spring, 3 – rotational bearing, 4 – power feed, 5 – mirror, 6 – laser co2, 7 – sample, 8 – working table, 9 – lens obróbkę nagniataniem prowadzono jednocześnie z laserowym przetapianiem wykorzystując specjalnie skonstruowaną głowicę do nagniatania ślizgowego. jej konstrukcja umożliwia osiągnięcie korzystnej struktury geometrycznej powierzchni poprzez redukcję chropowatości i falistości (eliminując proces szlifowania po procesie obróbki laserowej związanej z przetopieniem) oraz zmniejszenie naprężeń rozciągających w warstwie wierzchniej występujących po przetopieniu [10]. elementy nagniatające, wykonane z węglika spiekanego, rozmieszczono na różnych promieniach tak, by pierwszy (na większym promieniu) oddziaływał na warstwę pozostającą w wysokiej temperaturze i ją wygładzał, a drugi działając na warstwę o niższej temperaturze generował w niej naprężenia ściskające. odległość elementu nagniatającego od osi wiązki laserowej wstępnie dobrano na podstawie obliczeń rozkładu temperatury na powierzchni materiału. szczegółowy opis konstrukcji stanowiska przedstawiono w pracy [10]. w pierwszym etapie badań określono najkorzystniejsze warunki hybrydowej obróbki dla stopowania pojedynczej ścieżki, następnie przeprowadzono obróbkę większych powierzchni poprzez skanowanie wielościeżkowe z różnym stopniem przykrycia ścieżek (30 do 50%). badania topografii powierzchni przeprowadzono na profilometrze skaninngowym. wartości parametrów chropowatości wyznaczono dla pola o wymiarach 1.4 mm x 4 mm. pomiary prowadzono dla dx=0.5 µm, dy=5 µm promień zaokrąglenia igły 2 µm. pomiary profilowe zostały przeprowadzone dla odcinka pomiarowego równoległego do prędkości posuwu w środkowej części strefy przetopienia. ocenę zmian strukturalnych przeprowadzono na zgładach metalograficznych w przekroju prostopadłym do kierunku skanowania wiązką laserową. mikrostrukturę materiału analizowano na mikroskopie optycznym oraz dla wybranych próbek na sem i tem. na podstawie obserwacji mikroskopowych określono kształt strefy przetopionej, jej maksymalną głębokość i szerokość, rozmiary strefy wpływu ciepła. na zgładach przeprowadzono pomiary mikrotwardości przy obciążeniu 20 g. badania rozkładu naprężeń resztkowych przeprowadzono dla próbek po procesie stopowania laserowego oraz po obróbce hybrydowej metodą rentgenowską [10]. wyniki badań badania wykazały, że najkorzystniejsze efekty obróbki dla procesu stopowania pojedynczych ścieżek uzyskano dla mocy lasera – 2 kw, prędkość skanowania vf = 0,1 i 0,2 m/min, średnicy wiązki 2 do 3 mm. proces stopowania większych powierzchni przeprowadzono poprzez wykonywanie wiązką lasera sześciu równoległych do siebie ścieżek przy stopniu przykrycia ścieżek na powierzchni około 50%. proces nagniatania prowadzono przy prędkości obrotowej głowicy 550 obr/min i sile nacisku 65 i 100 n. struktura geometryczna powierzchni pomiary chropowatości powierzchni wykazały, że we wszystkich przypadkach zastosowania procesu nagniatania nastąpiło wygładzenie powierzchni w stosunku do próbek tylko stopowanych. na rysunku 2 przedstawiono widok 3d powierzchni stopowanej oraz po obróbce hybrydowej. a) b) rys. 2. widok powierzchni po: a stopowaniu laserowym, b obróbce hybrydowej fig. 2. 3-d view surface after: a laser alloying and b hybrid treatment 11przegląd  spawalnictwavol. 88 3/2016 vf [mm/min] x [mm] parametry 3d parametry 2d sa [µm] sp [µm] sy [µm] ra [µm] rz [µm] wa [µm] wt [µm] 100 laser 43 176 398 7 60 23 94 4 19 78 193 4,9 34 10,3 41 6 17 75 215 3,5 23 8,4 30 8 21 80 252 4,1 30 10 32 tablica i. parametry 2d i 3d chropowatości powierzchni po stopowaniu i obróbce hybrydowej table i. 3d and 2d roughness parameters after laser alloying and hybrid treatment tabela i zawiera parametry 3d i 2d chropowatości uzyskanej dla różnych parametrach procesu. w wyniku nagniatania uzyskano ponad dwukrotną redukcję wartości amplitudowych parametrów chropowatości i falistości powierzchni w stosunku do próbek tylko stopowanych. mikrostruktura warstwy wierzchniej dla pojedynczych ścieżek laserowych przetapianych z prędkością 100 mm/min głębokość strefy przetopionej wynosiła od 0,33 do 0,37 mm. różnice maksymalnej grubości utworzonej warstwy wierzchniej są mniejsze niż dla strefy przetopu, jej wartości wynoszą 1,4-1,6 mm. dla prędkości obróbki 200 mm/min głębokość strefy stopowej wynosi od 0,24 do 0,31 mm, a maksymalna głębokość zmian strukturalnych warstwy wierzchniej 0,96-1,2 mm. przy obróbce wielościeżkowej głębokość strefy przetopionej ulega zwiększeniu wraz z liczbą przejść wiązki laserowej i dla obróbki z prędkością równą 300 mm/min wynosi 0,26-0,48 mm. całrys. 3. a) mikrostruktura ww przy powierzchni materiału: widoczne zgniecione ziarno przy powierzchni-; b) – struktura dendrytyczna sem fig. 3. a) microstructure of the surface layer near the material surface: deformed grains beneath the surface are visible; b) dendrite observed on surface of thin foil with sem method kowita głębokość zmian strukturalnych wynosi ok. 1,4 mm. największe różnice grubości ww stwierdzono pomiędzy pierwszą i ostatnią ścieżką laserową. materiał w strefie przetopienia posiada strukturę dendrytyczną, a pod nią występuje strefa wpływu ciepła o strukturze martenzytycznej i martenzytyczno-ferrytycznej. nie zaobserwowano pęknięć w warstwie wierzchniej. na rysunku 3a przedstawiono mikrostrukturę strefy stopowanej pojedynczej ścieżki po stopowaniu i nagniataniu ślizgowym w przekroju prostopadłym do osi ścieżki. widoczne są dendryty, których kierunek osi jest zgodny z kierunkiem odprowadzania ciepła. można stwierdzić obecność zdeformowanego ziarna w strefie o grubości około 20-30 µm, kierunek odkształcenia zgodny jest z kierunkiem oddziaływania narzędzia. analiza struktury i składu fazowego wykazała, że po stopowaniu laserowym struktura materiału składa się z ferrytu i austenitu otoczonych szkieletami złożonymi z węglików typu m6c i m23c6. na rysunku 3b przedstawiono mikrostrukturę obserwowaną na powierzchni cienkich folii metodą stem w odległości około 50 µm od powierzchni. widoczny jest ciemny szkielet złożony z węglików, który otacza obszary feα i fe γ. mikrotwardość warstwy stopowanej na rysunku 4 przedstawiono wyniki pomiarów mikrotwardości w środkowym obszarze przetopienia dla pojedynczej ścieżki laserowej po stopowaniu laserowym stellitem oraz stopowaniu i nagniataniu ślizgowym prowadzonym przy różnych odległościach narzędzia nagniatającego od osi wiązki: x = 4 i x = 6 mm, a więc różnych temperaturach. po obróbce hybrydowej osiągnięto ponad 30 % wzrost twardości w stosunku do stopowania laserowego w strefie o grubości około 0,15 mm. przy odległości między osią wiązki a elementem nagniatającym równej 4 mm wartość mikrotwardości jest prawie stała na całej głębokości przetopienia. a) b) rys. 4. mikrotwardość warstwy wierzchniej w pobliżu osi pojedynczej ścieżki skanowania po stopowaniu laserowym i obróbce hybrydowej (f=100 n, x = 4 i 6 mm, v= 550 obr/min) fig. 4. microhardness of the surface layer near the axis of the single scanning path after the laser alloying and for the hybrid machining ( load 100 n, x = 4 mm and 6 mm, rotational speed of head 550 rev/min) 12 przegląd  spawalnictwa vol. 88 3/2016 pomiary mikrotwardości po stopowaniu wielościeżkowym przeprowadzono dla próbki stopowanej laserowo oraz stopowanej i nagniatanej z siłą 65 i 100 n wzdłuż linii równoległej do powierzchni w odległości około 100 μm. stwierdzono duże różnice twardości pomiędzy kolejnymi przejściami wiązki laserowej. twardość materiału jest najniższa w obszarze jednokrotnie przetapianym w pierwszej ścieżce i wynosi około 800 hv. najwyższa twardość występuje w okolicy ostatniej ścieżki laserowej 1100-1200 hv. fluktuacje twardości związane są z niejednorodnościami mikrostruktury wywołanymi oddziaływaniem ciepła przy kolejnych przejściach lasera. w obszarach tych występuje przyrost twardości związany z zachodzeniem przemiany martenzytycznej, a także zmianą składu chemicznego warstwy stopowej związanej z większą głębokością przetopienia ostatniej ścieżki (około 0,48 mm) w stosunku do pierwszej – 0,26 mm. proces nagniatania spowodował wzrost twardości w warstwie przy powierzchni o grubości około 100 µm. przyrost twardości przy powierzchni jest większy dla drugiej ścieżki poddanej wielokrotnemu nagrzewaniu i nagniataniu. rys. 5.  wartości naprężenia a) σx, b) σy w funkcji odległości od powierzchni w pobliżu osi czwartej ścieżki laserowej próbek po stopowaniu wielościeżkowym ◊ stopowaniu i nagniataniu na zimno▲ i gorąco fig. 5. residual stress values a) σx, b) σy in function of distance from surface in vicinity of the fifth laser axis of the sample after multiple alloying◊ and alloying combined with cold -▲ and hot burnishing a) b) wyniki pomiarów makronaprężeń własnych  badania naprężeń własnych po procesie stopowania oraz stopowania połączonego z nagniataniem ślizgowym przeprowadzono dla próbki po obróbce wielościeżkowej, na której wykonano sześć ścieżek laserowych o stopniu przykrycia około 50%. odległość narzędzia nagniatającego od osi wiązki laserowej wynosiła 6 mm, siła nacisku f=100 n. ze względu na wielokrotne przetapianie i nagniatanie na gorąco sąsiadujące ze sobą ścieżki laserowe były wielokrotnie nagniatane również po procesie stopowania w niskich temperaturach. badania powtórzono dla próbki nagniatanej na zimno w identycznych warunkach. ze względu na różnice twardości i grubości strefy przetopienia pomiędzy kolejnymi ścieżkami badania przeprowadzono w okolicy czwartej ścieżki laserowej. pomiary naprężenia przeprowadzono na powierzchni materiału oraz w odległości: 0.05, 0.18, 0.3, 0.45 mm od powierzchni. na rysunku 5a i b przedstawiono zmiany wartości naprężenia w funkcji odległości od powierzchni w pobliżu osi czwartej ścieżki laserowej próbek po stopowaniu wielościeżkowym oraz stopowaniu i nagniataniu na zimno i gorąco. w wyniku procesu nagniatania do warstwy wierzchniej materiału wprowadzone zostały naprężenia ściskające. naprężenia rozciągające stwierdzono tylko w przypadku próbki stopowanej laserowo. na powierzchni w pobliżu osi drugiej ścieżki wartość naprężenia wynosiła σx =+ 556 ±60 mpa, a dla czwartej ścieżki laserowej σ 0,05 mm pod powierzchnią σx =+ 126 ±18 mpa. w większej odległości od powierzchni w obszarze stopowanym stwierdzono naprężeń ściskających rzędu σx = 400 mpa. obecność naprężeń ściskających w warstwie przetapianej laserowo związana jest prawdopodobnie z występowaniem naprężeń strukturalnych. w obszarze tym stwierdzono wysoką twardość materiału powyżej 1000 hv 0.02 i można zaobserwować obecność drobnego martenzytu, którego nie obserwuje się przy powierzchni materiału. w przypadku próbki stopowanej i poddanej procesowi nagniatania na zimno stwierdzono w badanym obszarze duże naprężenia ściskające, ich wartość jest stała w całej strefie przetopienia wynosi około σx = 800 mpa . nie stwierdzono istotnych różnic pomiędzy 2-gą i 4-tą ścieżką laserową. przy dnie przetopu wartość naprężeń jest dwukrotnie większa niż w przypadku próbki tylko stopowanej, co wskazuje, że wpływ zgniotu obejmuje całą strefę stopowa. dla próbki stopowanej i nagniatanej w podwyższonej temperaturze x=6 mm wartość naprężeń w pobliżu 4tej ścieżki wynoszą σx = 660 ±60 mpa przy powierzchni i – 860 mpa w odległości około 0,3 mm od powierzchni. wartości naprężeń różnią się od próbki stopowanej i nagniatanej na zimno w obszarze przy powierzchni, co może być związane z częściową relaksacją naprężeń wywołaną wpływem ciepła przy wykonywaniu kolejnych ścieżek laserowych. zarówno dla próbki nagniatanej na zimno jak i na gorąco wartości naprężeń σy mają zbliżone, ale nieznacznie większe wartości. wnioski przedstawione wyniki badań wskazują, że obróbka hybrydowa pozwoliła na redukcję chropowatości powierzchni oraz wprowadzenie naprężeń ściskających do warstwy wierzchniej materiału stopowanego. po procesie nagniatania występuje strefa steksturowana o grubości około 20-30 µm. mirostruktura stali po stopowaniu stellitem kobaltowym składa się z ferrytu, austenitu oraz węglików głównie m6c i m23c6. stwierdzono, że ilość poszczególnych faz ulega zmianie w zależności od miejsca badania szczególnie w przypadku stopowania wielościeżkowego. proces nagniatania prowadzi do wzrostu twardości materiału w strefie przy powierzchni. 13przegląd  spawalnictwavol. 88 3/2016 literatura [1] j.r. robinson a. b. van brussel, j. th.m. de hosson, r.c. reed, x ray measurement of residual stresses in laser melted ti-6al-v alloy, material science and engineering a208, s. 143-147, 1996. [2] b.g. gireń, m. szkodo, j steller, the influece of rsidual stresses on cavitation resistance of metalsan analysis based on invesigations of metals remelted by laser beam and optical discharge plasma, wear233-235, s.86-92, 1999. [3] h. gripenberg, et al. prediction and measurement of residual stresses in cladded steel, materials science forum, vol. 404-407, s. 861-866, 2010. [4] j. grum, m. znidarsic, strain measurement during laser surface cladding of low carbon steel and analisis of residual stresses, materials science forum, vol. 404-407, s. 437-444. [5] cheng w., finnie i., gremaud m., rosselet a., streit r.d.: the compliance method for measurement of near surface residual stresses application and validation for surface treatment by laser and shotpeening. transactions of the asme, vol. 116, s. 1242-253, 1994. [6] m. ignatiev, e kovalev, i. melekhin, i. sumurov , s. surlese, investigation of the hardening of titanium alloy by laser nitriding. wear, vol.166, s. 233-236, 1993. [7] j. th. m. de hosson, j noordhuis, surface modification by means of laser melting combined with shot peening: a novel approach. material science and engineering, vol. a121, 1989. [8] j.p kruth., h.k tonshoff., f. klocke, surface and sud-surface quality in material removal processes for tool making. 12th international symposium for electomachining (isem), aachen, germany, 11-13 may 1998. [9] m. jankowiak laserowe wspomaganie toczenia twardej ceramiki si3n4. wybrane zagadnienia obróbek skoncentrowaną wiązką energii (konferencja em 2003), bydgoszcz, s. 184-192, 2003. [10] j. radziejewska, laserowa modyfikacja właściwości warstwy wierzchniej wspomagana nagniataniem. prace ippt pan, warszawa 3/2011, isbn 978-83-89687-70-8. [11] j. radziejewska, s. skrzypek, microstructure and residual stresses in surface layer of simultaneously laser alloyed and burnished steel. j of materials processing technology, vol. 209, s. 2047–2056, 2009. pomiary naprężeń w ww próbek wykazały, że proces nagniatania wprowadził do warstwy wierzchniej materiału stopowanego naprężenia ściskające. w przypadku procesu stopowania wielościeżkowego uzyskano naprężenia rozciągające rzędu ±500mpa. w wyniku nagniatania uzyskano wartość naprężeń przy powierzchni rzędu –600 mpa. przedstawione wyniki badań stanu warstwy wierzchniej wskazują ze dzięki proponowanej obróbce hybrydowej możliwe jest zwiększenie trwałości elementów po stopowaniu laserowym. ps 10 2016 www.pdf 11przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 problemy związane  z oceną stanu technicznego rurociągów gazowych problems related to the assessment of the technical state of gas pipelines dr inż. bogusław ładecki, dr inż. filip matachowski – agh w krakowie. autor korespondencyjny/corresponding author: boglad@uci.agh.edu.pl streszczenie aktualne przepisy nie precyzują w zadowalający sposób zakresu monitorowania integralności rurociągów gazowych i dają jedynie ogólne wytyczne odnośnie monitorowania zjawisk korozyjnych w rurociągach, dopuszczając stosowanie prostych wzorów wytrzymałościowych bazujących na płaskim stanie naprężenia, podczas gdy rzeczywiste obiekty mają zwykle złożoną trójwymiarową strukturę. takie podejście może być przyczyną znacznych błędów obliczeniowych naprężeń, co w połączeniu z brakiem odpowiednich kryteriów dopuszczenia, stanowi znaczny problem dla służb odpowiedzialnych za bezpieczeństwo eksploatacji takich rurociągów. w pracy zaproponowano program kontroli integralności konstrukcji rurociągów, bazujący na wykonaniu kompleksowych pomiarów ubytków grubości, w połączeniu z badaniami nieniszczącymi. wyniki pomiarów i badań nieniszczących stanowią podstawę do przeprowadzenia analizy wytrzymałościowej mes, opartej na rzeczywistej geometrii i sposobie podparcia rurociągów. uzyskane na tej podstawie informacje odnośnie najbardziej wytężonych obszarów konstrukcji rurociągów, stanowią podstawę do wytypowania obszarów krytycznych konstrukcji rurociągów, dla których opracować należy program ich monitoringu. słowa kluczowe: rurociągi gazowe; integralność konstrukcji; wytrzymałość; mes; badania nieniszczące abstract current regulations do not specify a satisfactory range of monitoring the integrity of gas pipelines and only give general guidelines for the monitoring of corrosion in pipes, allowing the use of simple strength designs based on a flat stress state, while the actual objects usually have a complex three-dimensional structure. such an approach can lead to significant errors of calculation of stress, which in combination with the lack of appropriate criteria for admission, is a significant problem for the emergency services operating such pipelines. the paper proposes a control program for the structural integrity of pipelines, based on the performance of complex measurements of thickness defects, in conjunction with the non-destructive testing. the results of measurements and non-destructive testing are the basis for the stress analysis fem, based on the actual geometry and manner of support the pipelines. obtained on the basis of information on the most strenuous areas of the construction of pipelines, are the basis to bet on critical areas of the construction of pipelines for which should be developed monitoring program. keywords:  gas pipes; structural integrity; strength; fem; non-destructive testing wstęp projektowanie i wykonawstwo rurociągów dla przemysłu gazowniczego prowadzone jest aktualnie w naszym kraju zwykle w oparciu o normy [1÷3]. eksploatowana jest jednak znaczna liczba rurociągów, których okres pracy przekraczającej 30-40 lat, zaprojektowanych i wykonanych w oparciu o wcześniejsze przepisy bazujące na znacznie uproszczonych metodach obliczeniowych. w przepisach tych brak dokładniejszych wskazówek odnośnie monitorowania stanu technicznego rurociągów. również aktualne przepisy [1] precyzują tylko w bardzo ogólny sposób, zakres niezbędnego monitoringu stanu technicznego rurociągów, który stawia w trudnej sytuacji służby techniczne odpowiedzialne za bezpieczeństwo eksploatacji rurociągów. w pracy przedyskutowano aktualne wymagania eksploatacyjne sformułowane w w/w przepisach, poddając je krytycznej analizie. jednocześnie zaproponowano niezbędny zakres monitoringu, omówiony na przykładzie kilkunastu rurociągów gazu poddanych stosownemu zakresowi pomiarów i badań nieniszczących, wraz z przeprowadzeniem odpowiedniej analizy wytrzymałościowej konstrukcji. bogusław ładecki, filip matachowski przeglad welding technology review 12 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 wymagania eksploatacyjne  zgodnie z pn-en 14161 w normie [1] określone są podstawowe minimalne wymagania dotyczące użytkowania i utrzymania rurociągów, w których wymagane jest zarządzanie korozją i monitorowanie stanu, przy czym integralność i serwisowalność konstrukcji rurociągów mogą być utrzymane w okresie żywotności projektowej. w projektowaniu stosować można metodę stanów granicznych na bazie niezawodności, gdzie stany graniczne związane są zwykle z utratą integralności konstrukcji, np. poprzez powstanie pęknięć, złamań, zmęczenia itp. w normie tej dopuszcza się stosowanie modeli analitycznych, empirycznych lub kombinacji tych metod. w podstawowych obliczeniach analitycznych naprężenia obwodowe σhp wywoływane tylko ciśnieniem płynu oblicza się zgodnie z równaniem (1): ( ) ( ) d t ó p p t − = − × o min min2 hp id od 1) gdzie: pid – ciśnienie projektowe, pod – minimalne zewnętrzne ciśnienie hydrostatyczne, do – nominalna średnica zewnętrzna, tmin – minimalna grubość ścianki z uwzględnieniem naddatku na korozję. w dokładniejszych obliczeniach analitycznych uwzględnia się: naprężenia obwodowe, wzdłużne oraz ścinające, biorąc pod uwagę wszystkie istotne obciążenia funkcjonalne, środowiskowe, budowlane i przypadkowe. obliczenia te przeprowadzić należy dla pełnej projektowej geometrii rurociągu wraz z zamocowaniami, z uwzględnieniem obszarów karbu i tarcia spowodowanego prowadnicami. naprężenia zredukowanych σeq, należy obliczać za pomocą hipotezy hubera-misesa, zgodnie ze wzorem (2): σeq = (σh2 + σl2 σhσl + 3τ2)1/2 2) gdzie: σh – naprężenie obwodowe, σl – naprężenie wzdłużne, τ – naprężenie ścinające. kryteria wytrzymałościowe uwzględniają wystąpienie uszkodzeń mechanicznych i nadmiernych deformacji spowodowanych występowaniem: wyboczenia, zmęczenia, płynięcia, nadmiernych ugięć (stabilność) i owalizacji. stosowanie podejścia uproszczonego prowadzi zwykle do występowania znacznych błędów w ocenie poziomów naprężeń. naprężenia określane zgodnie ze wzorem (2) pozwalają na uwzględnienie jedynie płaskich pól naprężeń, których składowe określane są na podstawie prostych wzorów wytrzymałościowych wyprowadzonych dla elementarnych modeli typu: pręt, belka, tarcza, płyta. w rzeczywistości mamy do czynienia z trójwymiarową geometrią konstrukcji rurociągów, zamocowaną i obciążoną w sposób przestrzenny (ciężar własny, wiatr, obciążenia termiczne i szereg innych), dla której uwzględnić należy jeszcze efekt karbu geometrycznego. zadowalającą dokładność obliczeń wytrzymałościowych uzyskać można jedynie po zastosowaniu odpowiednich programów komputerowych, w których modeluje się rzeczywistą trójwymiarową geometrię i obciążenia konstrukcji rurociągów. monitorowanie integralności  konstrukcji rurociągów zgodnie z wymaganiami normy [1] wymagane jest monitorowanie integralności konstrukcji rurociągów, które może obejmować: monitorowanie korozji, wykonywanie kontroli oraz wykrywanie nieszczelności, co ustalone powinno zostać na etapie projektowania. monitorowanie i kontrola korozji powinno się odbywać w oparciu o zdefiniowane wymagania oparte na odpowiednim doświadczeniu eksploatacyjnym, uwzględniające występowanie: lokalnie korozji typu wżery czy ekspansja szczelinowa, korozji wywołanej mikrobiologiczne, pękania naprężeniowego, pękania wodorowego lub stopniowego spękania, naprężeniowego pękania wodorowego, erozji i erozji z korozją, korozji zmęczeniowej, ogniw bimetalicznych/ /galwanicznych, oraz preferencyjnej korozji spoin. wymagania dotyczące programów monitorowania korozji należy ustalać na podstawie przewidywanych mechanizmów i szybkości korozji. zaleca się przeprowadzenie kontroli rurociągu wkrótce po oddaniu, aby stworzyć punkt odniesienia dla interpretacji przyszłych wskazań. możliwe jest instalowanie urządzeń takich jak próbniki lub sondy do sygnalizowania wystąpienia korozji w systemie rurociągów, które zlokalizowane powinny zostać w miejscach, gdzie możliwe jest uzyskanie reprezentatywnych wskazań dotyczących korozji. monitorowanie korozji na powierzchni rurociągów prowadzić należy poprzez okresowe wykonywanie badań wizualnych. w przypadku stwierdzenia występowania defektów lub uszkodzeń rurociągów, przeprowadzić należy ocenę konieczności wykonania naprawy lub dopuszczenia rurociągu do eksploatacji, przy uwzględnieniu możliwości monitorowania ewentualnego zwiększenia rozmiaru wady, z ewentualnym określeniem dodatkowych wymagań dotyczących np. ograniczenia ciśnienia lub innych czynności korygujących. jak widać zestawione powyżej wymagania odnośnie monitorowania integralności konstrukcji rurociągów są niewystarczające i nie precyzują niezbędnych działań, które podjęte powinny zostać w celu zapewnienia bezpiecznej eksploatacji rurociągów w długiej perspektywie czasowej. program kontroli integralności  konstrukcji rurociągów w związku z brakiem precyzyjnych zapisów w dokumentach normatywnych, jak również zwykle brakiem stosownych instrukcji eksploatacji wraz z określeniem kryteriów dopuszczenia, opracowano program kontroli integralności rurociągów gazu, który zastosowano w odniesieniu do rurociągów eksploatowanych w jednym z polskich zakładów przemysłowych w perspektywie czasowej wynoszącej ok. 40 lat [4÷6]. wobec długiego okresu eksploatacji rozważanych rurociągów, braku prowadzenia kompleksowych pomiarów ubytków grubości, jak również braku prowadzenia odpowiednich badań nieniszczących, przyjęto wykonanie: – kontroli wizualnej rurociągów; – pomiarów ubytków grubości techniką ultradźwiękową, w ośmiu punktach na całym obwodzie rurociągów, po obu stronach każdego połączenia spawanego, przy uwzględnieniu kolan, łuków, trójników, zaworów i zwężek; – badań defektoskopowych metodą magnetyczno-proszkową wszystkich obwodowych złączy spawanych σ 13przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 rurociągów na całej ich długości, z przyległymi pasami materiału rodzimego rur o szerokości ok. 40 mm po każdej stronie spoiny; – analizy wytrzymałościowej metodą elementów skończonych (mes), przeprowadzonej dla określonej aktualnej geometrii rurociągów z podparciami; – określenie najbardziej wytężonych obszarów konstrukcji rurociągów, wytypowanych jako obszary krytyczne, w aspekcie ewentualnego pojawienia się uszkodzeń; – opracowanie programu monitoringu dla obszarów krytycznych, na który składa się regularne prowadzenie pomiarów ubytków grubości, w połączeniu z wykonywaniem odpowiednich badań defektoskopowych. zgodnie z zaproponowanym programem kontroli integralności wykonano pomiary ubytków grubości, badania nieniszczące i analizy numeryczne mes w odniesieniu do 12 szt. rurociągów gazu, o średnicach na różnych odcinkach wynoszących: ø300, 250 i 200 mm, o różnej złożonej geometrii. dla każdego z rurociągów określono jego aktualną geometrię wraz ze sposobem podparcia, uwzględniając występujące trwałe deformacje skutkujące niekiedy zmianą warunków podparcia rurociągu, w porównaniu z dokumentacją projektową. wykonane badania defektoskopowe wykazały występowanie w kilku przypadkach defektów powierzchniowych, z których przykładowe wykryte w obszarze złącza spawanego dla jednego z kolan pokazano na rysunku 1. rys. 1. trzy pęknięcia w kierunku osi rury wykryte w obszarze złącza spawanego kolana [4] fig. 1. three cracks in the tube axis direction detected in the area of the knee welded joint [4] analiza wytrzymałościowa mes  konstrukcji rurociągów celem podjętej analizy wytrzymałościowej rurociągów było uzyskanie pełnej informacji o stanie naprężeń i odkształceń, jaki powstaje w różnych obszarach rurociągów pod wpływem obciążeń eksploatacyjnych. znajomość wartości składowych stanu naprężenia dla ekstremalnie wytężonych obszarów rurociągów, stanowiło podstawę do oceny ich wytrzymałości. informacje uzyskane odnośnie wartości i rozkładu naprężeń umożliwiło wytypowanie tzw. obszarów krytycznych rurociągów, które z uwagi na poziom naprężeń mogą doznawać uszkodzeń i powinny podlegać odpowiednim okresowym badaniom nieniszczącym. w związku z powyższym wykonano analizę wytrzymałościową dla 12 szt. rozważanych rurociągów, przy wykorzystaniu numerycznych metod analizy konstrukcji. zastosowano metodę elementów skończonych [7], przy wykorzystaniu programów komputerowych femap/nxnastran, w oparciu o opracowane modele obliczeniowe konstrukcji, w których rurociągi zamodelowano elementami powierzchniowymi o grubości ścianki odpowiadającej średniej wartości grubości zmierzonej metodą ultradźwiękową na długości rury, lub średnią wartością grubości dla innych elementów tj. kolana, łuki, trójniki, zwężki. elementy wsporcze, tj. słupy zamodelowano również elementami powierzchniowymi. rozmiar elementów skończonych został przyjęty pomiędzy 2 a 3 cm. w modelach rurociągów pominięto zawory nie będące przedmiotem pomiarów grubości, zastępując je odcinkami rurociągu o grubościach odpowiadających sąsiadującym odcinkom. końce rurociągów potraktowano jako nieprzesuwne, czyli odebrano im wszystkie trzy przemieszczenia, odpowiednio w kierunku osi x, y i z. przykładowy analizowany rurociąg pokazano na rysunku 2, na którym podparcia oznaczono jako odebrane stopnie swobody (czarne pinezki), czyli kierunki w których dany punkt nie może ulec przemieszczeniu. na rysunku tym pokazano również lokalizację złączy spawanych. rys. 2. model mes rurociągu z zaznaczonym sposobem podparcia oraz spoinami [6] fig. 2. fem model of the pipeline with a marked method of support and welded joints [6] na podstawie analizy warunków pracy rurociągów określono czynniki stanowiące obciążenie konstrukcji, które zestawiono w tablicy i. obciążenie wartość uwagi ciśnienie gazu pmax = 5,6 mpa dane ekspl. ciężar własny konstrukcji ρstali = 7850 kg/m 3 zg. z [10] temperatura czynnika tlato = 18-20°c tzima = 5°c dane ekspl. wiatr (i strefa) pnom = 250pa pobl = 750pa zg. z [8] śnieg pśniegu = 98 n/m 2 = 1 kg/m2 zg. z [9] tablica i. obciążenia składowe rurociągu table i. basic loads of pipeline w obliczeniach wytrzymałościowych zostały uwzględnione wszystkie powyższe obciążenia jako występujące wspólnie. pomimo że rurociągi nie są całą powierzchnią eksponowane na wiatr (przesłonięte innymi odcinkami rurociągów), do obliczeń przyjęto, że cały rurociąg jest nieosłonięty i działa na niego ciśnienie wiatru wybrane dla najbardziej 14 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 niekorzystnego przypadku obciążenia odpowiadającego zazwyczaj największej powierzchni nawietrznej. ze względu na zmienność kierunku wiatru dokonano analiz dla kierunku 0° (oś +x), 45°, 90° (oś +y), 135°, 180° (oś –x), 225°, 270° (oś –y) oraz 315°. ponieważ rurociągi wykonano ze stali gatunku s235 o grubościach zawierających się w przedziale od 16 do 40mm dla odcinków φ250-300 mm, oraz ≤16 mm dla odcinków φ200 mm, wytrzymałość obliczeniową stali fd zg. z [10] przyjęto odpowiednio jako: fd= 205mpa i fd= 215mpa. określone ekstremalne wartości naprężeń zredukowanych σeq dla poszczególnych modeli rurociągów zostały odniesione do wartości fd zgodnie z zależnością: 3) określającą jaki procent maksymalnych dopuszczalnych naprężeń stanowią uzyskane naprężenia zredukowane w danym obszarze rurociągu. przykładowy rozkład naprężeń zredukowanych uzyskany dla rurociągu z rysunku 2, z obszarem ekstremalnych naprężeń uzyskanych dla trójnika pokazano na rysunku 3. w przypadku trójnika z rysunku 3b, wartość obliczona ze wzoru (3) wynosi 119,7% czyli naprężenia dopuszczalne przekroczone zostały o prawie 20%. wyniki analizy mes analiza mes wykonana dla 12 szt. rurociągów, w przypadku 5 szt. rurociągów wykazała przekroczenie dopuszczanych wartości naprężeń w 11 obszarach rurociągów, głównie w obszarze karbu dla trójników. obszary te uznano jako obszary krytyczne, dla których należy przeprowadzić wymianę nadmiernie wytężonych fragmentów konstrukcji. dla obszarów tych oraz dla pewnej liczby obszarów, dla których naprężenia zredukowane osiągnęły wartości bliskie wytrzymałości obliczeniowej stali fd, opracowano program monitoringu, na który składa się regularne prowadzenie pomiarów ubytków grubości, w połączeniu z wykonywaniem odpowiednich badań defektoskopowych. rys. 3. rozkład naprężeń zredukowanych σeq w [mpa] uzyskany dla rurociągu z rys. 2: a – widok całości rurociągu, b – ekstremalne naprężenia stwierdzone w obszarze karbu górnego trójnika [6] fig. 3. reduced stress σeq distribution in [mpa] obtained for pipeline fig. 2: a – general pipeline view, b extreme stresses found in the area of tee top notch acc. to [6] wnioski końcowe aktualne przepisy nie precyzują w zadowalający sposób zakresu monitorowania integralności rurociągów gazowych. określone w normie [1] zalecenia, dają jedynie ogólne wytyczne odnośnie monitorowania zjawisk korozyjnych w rurociągach, dopuszczając stosowanie prostych wzorów wytrzymałościowych (1,2) opracowanych dla uproszczonych modeli konstrukcyjnych bazujących na płaskim stanie naprężenia, podczas gdy rurociągi gazowe mają zwykle złożoną trójwymiarową geometrię oraz są zamocowane i obciążone przestrzennie, co powodować może występowanie znacznych błędów obliczeniowych. stanowi to szczególny problem w przypadku rurociągów eksploatowanych w długiej perspektywie czasowej przekraczającej często 30-40 lat, o znaczących ubytkach grubości, poddawanych niekiedy naprawom i modernizacjom [11÷13]. w związku z powyższym zaproponowano program kontroli integralności konstrukcji rurociągów gazowych, który bazuje na wykonaniu kompleksowych pomiarów ubytków grubości rurociągów, w połączeniu z badaniami defektoskopowymi wykonywanymi w obszarze złączy spawanych. wyniki wykonanych pomiarów i badań nieniszczących stanowią podstawę do przeprowadzenia analizy wytrzymałościowej mes konstrukcji rurociągów, opartej na geometrii i sposobie podparcia rurociągów, zweryfikowanej pomiarami na obiekcie rzeczywistym. uzyskane na podstawie przeprowadzonej analizy mes informacje odnośnie najbardziej wytężonych obszarów konstrukcji rurociągów, stanowią podstawę do wytypowania obszarów krytycznych konstrukcji rurociągów, które poddane powinny zostać naprawie, lub dla których opra1 0 0 %e q df σ 1 0 0 %e q df σ 1 0 0 %e q df σ 100% a) b) 15przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 literatura [1] pn-en 14161+a1:2015 – przemysł naftowy i gazowniczy. rurociągowe systemy transportowe. [2] pn-en 13480-1,2,3,4,5:2012 – rurociągi przemysłowe metalowe. [3] pn-en 12732+a1:2014 – systemy dostawy gazu. spawanie stalowych układów rurowych. wymagania funkcjonalne. [4] s. bednarz, b. ładecki, f. matachowski: ocena stanu technicznego dwóch kolektorów dn 500 doprowadzających gaz z separacji do ciągu i i ciągu ii. stowarzyszenie naukowo techniczne inżynierów i techników przemysłu naftowego i gazowniczego. kraków 2012. [5] s. bednarz, b. ładecki, f. matachowski: ocena stanu technicznego rurociągów dn 300 instalacji ciągu ii. sitpnig. kraków 2013. [6] s. bednarz, b. ładecki, f. matachowski: ocena stanu technicznego rurociągów dn 300 instalacji ciągu i. sitpnig. kraków 2015. [7] o.c. zienkiewicz, r.l. taylor: finite element method (5th edition). elsevier, 2000. [8] pn-b-02011:1977 obciążenia w obliczeniach statycznych. obciążenie wiatrem. [9] pn-b-02010:1980 obciążenia w obliczeniach statycznych. obciążenia śniegiem. [10] pn-en 1993: eurokod 3. projektowanie konstrukcji stalowych. [11] j. słania, k. kołacza: porównanie metod spawania rurociągów preizolowanych, przegląd spawalnictwa, vol 87, nr 11. [12] m. marczak: polerowanie magnetyczno-ścierne spoin doczołowych elementów rurowych, przegląd spawalnictwa, vol 88, nr 3. [13] b. wyględacz, t. kik: symulacja numeryczna wpływu zmian warunków technologicznych na rozkład naprężeń i odkształceń wymienników ciepła, przegląd spawalnictwa, vol 88, nr 5. cowany powinien zostać program monitoringu, na który składa się regularne prowadzenie pomiarów ubytków grubości, w połączeniu z wykonywaniem odpowiednich badań defektoskopowych. planowane jest przeprowadzenie pomiarów tensometrycznych odkształceń, mających na celu zweryfikowanie wyników uzyskanych na podstawie analizy wytrzymałościowej mes. praca została wykonana w ramach działalności statutowej katedry wytrzymałości, zmęczenia materiałów i konstrukcji wimir agh nr.11.11.130.375. 8 welding technology review vol. 90 11/2018 non-destructive tests of fibre-cement materials structure with the use of scanning electron microscope dr hab. inż. krzysztof schabowicz, prof. pwr; dr inż. tomasz gorzelańczyk; mgr inż. mateusz szymków – wrocław university of science and technology, poland corresponding author: tomasz.gorzelanczyk@pwr.edu.pl introduction since the beginning of the last century, one of the most used products in constructions are the fiber-cement boards, which were developed by ludwik hatschek. from the beginning, this product was characterized by durability, low weight, resistance to moisture and non-flammability [1]. it has become one of the most popular building materials used to cover roofs. these boards had one significant drawback, namely the composition of asbestos, which, as it turned out, has carcinogenic properties. for this reason, asbestos was replaced in the 90’s with safe fibers, mainly cellulose ones. today’s fibrer-cement boards consist of cement, cellulose fibers, synthetic fibers and various additives and admixtures, and constitute a completely different and innovative construction product [2÷4]. in addition, limey flour, mica, perlite, kaolin, and microsphere are present in the composition of fiber-cement boards [5]. fiber-cement boards are used in construction primarily as: external facade cladding in a ventilated façade system, boards for balcony and terrace covers, roof coverings as well as internal linings [5,6]. fiber-cement boards just like many construction products are a composite material. for this reason, they are exposed to defects and damages at the production stage, e.g. as a result of equipment failure. this has a significant impact on their properties. krzysztof schabowicz, tomasz gorzelańczyk, mateusz szymków during the production process, fibre-cement boards pass through many stages, which are very complex. this is described in detail in [5]. the final stage of production is the drying of boards in a tunnel kiln (fig. 1), where the boards reach maturing in special climatic chambers. this is to get rid of excess moisture from the panels before painting them. keywords: accident; fiber cement boards; acoustic emission; artificial neural networks; high temperature doi: http://dx.doi.org/10.26628/wtr.v90i11.972 abstract the article presents the ndt results of research on the influence of high temperature on the destruction of the structure of fiber-cement board as a result of the failure of a tunnel furnace. two fiber cement boards were tested. there was a plate in a tun nel furnace during a failure, and reference plate dried in normal conditions. the research used acoustic emission method in combination with artificial neural networks. interesting research results were obtained, which allowed to observe visible changes in the structure of the tested panels under the influence of high temperature. an important application from the point of view of building practice was formulated. fig. 1. view of a tunnel kiln for drying fiber-cement boards 9welding technology review vol. 90 11/2018 the drying process involves the displacement of fibre-cement boards on transport rolls through the tunnel kiln chambers. the board residence time in the kiln is approx. 10 minutes, at a set temperature of 160 to 180 °c. however, an emergency situation may occur, e.g. in the form of kiln failure that will affect the technological process. the situation is described below in which, during the drying process, the control of the kiln and drive of the board transporting device has failed. this caused the fiber-cement boards to „get stuck” inside the kiln for a much longer period than the drying technology anticipated. it should be clarified that the boards in the tunnel kiln during the standard drying process stay in it for about 5 minutes at a temperature of 160 °c and about 5 minutes at 180 °c and are moved along the hot air blowers. as a result of the failure, a significant part of fiber-cement boards stayed for more than 30 minutes directly under the hot air blowers until the kiln was switched off and cooled. it was feared that the lack of temperature control caused an increase of up to over 200 °c and had a destructive effect on the structure of fiber-cement boards. previous studies of fibre-cement boards concern mainly the determination of standard physical and mechanical parameters and the influence of operating factors such as soaking and drying cycles, freezing and thawing cycles, heating and sprinkling effects by testing only bending strength [7,8]. there are also a few results of research carried out using non-destructive methods, including ultrasound methods and acoustic emission methods [9,10]. tests description two fiber-cement boards were tested. these were: a board labeled as „board a”, which was in the tunnel kiln during the aforementioned failure, and the reference board dried in correct conditions and marked as „board r”. for the comparative studies, an „r” of the same type and from the same production series as „a” was used. from both boards, 5 samples were taken for testing. each had a dimension of 20 × 100 mm. then, tests were carried out using the acoustic emission method in a three-point bending test. the test stand constructed for this purpose is shown in figure 2. in addition, the values of mor bending strength were determined for the tested panels according to the reliance given in the standard [4]. during the test, the pascal microprasa μp – 3 kn testing machine was used, having a load range from 0 to 3 kn and a constant traverse displacement of 0.1 mm/min. descriptors of ea as a function of time were subject to registration and those were the rate of events nev, and the sum of events σnev, as well as the characteristics of the acoustic spectra of recorded events of ea. then, in order to demonstrate the changes taking place in the structure of boards under the in fluence of high temperature, artificial one-way, multi-layer neural networks with retrograde error propagation were used. research results and their analysis list of the averaged values of the mor bending strength and the exemplary sum of events σnev are presented in the table i. figure 3 shows the registered dependence σ-ε for board a and board r. as can be seen by analyzing the results collected in tab le i and figure 3, the difference in mor bending strength between boards is about 5%, and it can be assumed that it is within the limits of measurement errors. this does not cause any anxiety, but it also does not allow to conclude, whether during the kiln failure destructive changes in the structure fig. 2. view of the test bench for measurement with the acoustic emission method (left) along with the enlargement of the fiber-cement board sample during the test (right) fig. 3. an example of the dependence of σ-ε for bending on board a and board r board’s designation mor bending strength [mpa] sum of events ∑nev [–] board a 20,17 508 board r 21,36 694 table i. comparison of the average value of bending strength of the mor and an exemplary sum of events ∑nev σ m [m p a] board a board r ε [mm/m] 10 welding technology review vol. 90 11/2018 table ii. list of the results of the identified events for the a and r board after the process of teaching the artificial neural network fig. 5. recording of the rate of events nev and bending stresses σm in the time function for the board r with the identification of the standard spectral characteristics fig. 4. recording of the rate of events nev and bending stresses σm in the time function for the board a with the identification of the standard spectral characteristics of the dried a board took place. for this reason, it was decided to continue the study and analyze the registered ea events using artificial neural networks. the final stage in the analysis of ea signals was the recognition of registered events and their attribution to the signals accompanying the cracking of the fibers and the cement matrix. figures 4 and 5 show the record of the rate of events nev and bending stress σm as a function of time for board a and board r, together with the applied identification of the standard spectral characteristics. list of the results of the identified events for the a and r board after the process of teaching the artificial neural network is shown in table ii. board’s designation sum of all registered events ∑nev sum of recognized events ∑nev,r sum of events ascribed to fibre breaking ∑nev,f sum of events ascribed to matrix breaking ∑nev,m board a 508 498 414 84 board r 694 670 634 36 conclusions this paper presents the results of research on the structure of two types of fiber-cement boards. one board subjected to high temperatures due to failure of the tunnel kiln, and the reference board, which was dried in the right conditions. the method of acoustic emission with the additional use of artificial neural networks was used for the research. the obtained interesting results of the research allowed to observe the changes taking place in the structure of the tested boards under the influence of high temperature. it allowed to formulate the conclusion that standard tests of fibre-cement boards basically boil down to determining the mor bending strength, and the evaluation of the boards on this basis is insufficient and can lead to a situation in which the damaged boards will be built into the building. references [1] information from the website https://de.wikipedia.org/wiki/ludwig_hatschek. [2] information from the website https://www.equitone.com. [3] information from the website https://www.cembrit.com. [4] en 12467 – cellulose fibre cement flat sheets. product specification and test methods, (2018). [5] z. ranachowski, k. schabowicz, the fabrication, testing and application of fibre cement boards, cambridge scholars publishing, newcastle (2018). [6] k. schabowicz, t. gorzelańczyk, m. szymków, elewacje wentylowane, architektura murator (2017), nr 6, dod. warsztat architekta nr 3, 36-53. [7] m. ardanuy, j. claramunt, r.d. toledo filho, cellulosic fiber reinforced cement-based composites: a review of recent research, construction and building materials (2015) vol. 79, 115-28. [8] j. claramunt, m. ardanuy, j.a. garcía-hortal, effect of drying and rewetting cycles on the structure and physicochemical characteristics of softwood fibres for reinforcement of cementitious composites, carbohydrate polymers (2010), 79, 200-205. [9] r. drelich, t. gorzelańczyk, m. pakuła, k. schabowicz, automated control of cellulose fibre cement boards with a non-contact ultrasound scanner, automation in construction (2015), 57, 55-63. [10] t. gorzelańczyk, k. schabowicz, m. szymków, nieniszczące badania płyt włóknisto-cementowych z wykorzystaniem emisji akustycznej, welding technology review (2016), vol. 88(10), 35-38. © 2019 by the authors. submitted for possible open access publication under the terms and conditions of the creative commons attribution (cc by) license (http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/). nev fiber spectrum pattern time t [s] matrix spectrum pattern σm [m p a] n ev [e v] σm from the analysis of figures 4 and 5 and the results presented in table ii, it can be seen that for board a during the three-point bending test, a significantly smaller number of events occurred in the cracking of fibers by approx. 30% compared to the board r. it can therefore be concluded that due to the failure of tunnel kiln, which caused a high temperature effect, the structure of the fiber-cement board has been destroyed. this destruction involves the burning of part of the fibers and thus the change of technical parameters of the fiber-cement board. n ev [e v] σm [m p a] nev fiber spectrum pattern matrix spectrum pattern σm 201308_pspaw_21ds.pdf 41przegląd spawalnictwa 8/2013 stanisław j. skrzypek marcin goły irena dul tomasz babul tomasz korzeń mieczysław choroszyński analiza fazowa złączy superstopów niklu ze stalą austenityczną lutowanych próżniowo phase analysis of brazing in the high vacuum brazing  of nickel–based superalloys and austenitic steel prof. dr ha . in . tanisław . krzypek, dr in . marcin oły, to asz korzeń – agh akademia górniczo-hutnicza, kraków; dr in . rena ul – wsk pzl-rzeszów; dr ha . in . to asz a ul – instytut mechaniki precyzyjnej w warszawie; mieczysław horoszyński – scientific metal treating co, usa stract the high temperature vacuum brazing is widely used in joining metals and alloys applied in high temperature loading machine parts. it is important particularly for alloys with surface layers of oxide, resistant to dissociation. among them such materials as super alloys containing ni and al which easy crate stable layer oxides. metal parts before brazing should have removed oxides, solid and mineral particles such as oil and grease. in this paper some examples of brazing of inconel 625 samples and austenitic stainless steel in aspect of metallography and phase composition are introduced. brazing material in a form of foil 0.1 mm thick composed with nicrsibfe was in amorphous state. the joining plates 1 mm thick made of join alloys were annealed, mechanically prepared and cleaned. the brazing process was in vacuum at the pressure of 11,3•10-2 pa. after solidification and cooling with furnace the brazing material appeared in specific metallographic and phase structure. treszczenie wysokotemperaturowe lutowanie próżniowe jest szeroko stosowane do metali i stopów pracujących w warunkach żaroodporności i żarowytrzymałości, które często zawierają powierzchniowe tlenki trudno ulegające dysocjacji. dotyczy to superstopów zawierających ni i al, tworzące trwałe warstewki tlenkowe. próżnia lub kontrolowana atmosfera służą do przeciwdziałania tworzeniu się tlenków i sprzyjają ich termicznej dysocjacji. przed procesem lutowania wszystkie części muszą podlegać wstępnej obróbce oczyszczania powierzchni z powłok, smaru, oleju i z drobinek jakichkolwiek obcych substancji. zastosowano i omówiono próżniowe lutowanie super stopu inconel 625 (x10ninbcoal58-4) z elementami ze stali austenitycznej (x10crnimn20-10-2) przy ciśnieniu ok. 1,3•10-2 pa. materiał lutowniczy (nicrsibfe) w formie folii o grubości 0,1 mm miał strukturę amorficzną. po procesie lutowania struktura lutowia uległa przebudowie na fazy krystaliczne. przy jednoczesnym zmiennym, a także dynamicznym obciążeniu oraz działającym na nie agresywnym środowisku korozyjnym zawierającym związki siarki, azotu tlenu i węgla [1, 3]. ze względu na skład chemiczny żaroodporne i żarowytrzymałe stopy (nadstopy) dzieli się na trzy grupy [2]: na bazie niklu, kobaltu i żelaza (zawsze z dodatkami ni i cr). ze względu na sposób umocnienia nadstopy na bazie niklu dzielimy na umacniane roztworowo, wydzieleniowo, dyspersyjnymi cząstkami tlenków [5]. wszystkie te stopy zaliczane są do grupy materiałów metalicznych, których osnową jest austenit – faza γ o sieci krystalicznej a1 (regularnej ściennie wstęp żaroodporne i żarowytrzymałe stopy niklu stanowią priorytetową grupę materiałów stosowanych w przemyśle chemicznym, energetyce oraz lotnictwie. wykorzystuje się je przede wszystkim do budowy elementów maszyn i urządzeń pracujących w wysokiej temperaturze 42 przegląd spawalnictwa 8/2013 centrowanej rsc). stabilność termiczna fazy γ, możliwość umacniania roztworowego i wydzieleniowego oraz wysoki moduł sprężystości wpływają na wysokie właściwości stopów na bazie niklu, kobaltu oraz żelaza. rodzaj oraz zawartość głównego składnika stopowego decydują o właściwościach stopu, stabilności struktury, właściwościach w czasie eksploatacji w wysokiej temperaturze, a także odporności na korozję [1]. stopy niklu stosowane w lotnictwie i energetyce, poza bardzo dobrymi właściwościami mechanicznymi, w tym wysokim modułem sprężystości, dodatkowo charakteryzują się niskim współczynnikiem rozszerzalności cieplnej, a także stosunkowo małym ciężarem właściwym [6]. do typowych zastosowań nadstopów na bazie niklu należą elementy gazowych turbin przemysłowych, silników lotniczych, takich jak łopatki czy wirniki turbiny wysokiego, średniego i niskiego ciśnienia spalania [1, 4]. nadstopy charakteryzują się wysokimi, a także stabilnymi właściwościami mechanicznymi utrzymanymi w temperaturze podwyższonej, tj. żarowytrzymałością oraz wyjątkową odpornością powierzchni stopów na działanie agresywnego środowiska w wysokiej temperaturze pracy, tj. żaroodpornością [1, 2]. w zależności od zastosowania zakres temperatury pracy nadstopów może być bardzo zróżnicowany i sięga nawet 900oc. spośród wielu metod lutowania twardego w nowoczesnych gałęziach przemysłu wykorzystuje się najczęściej: lutowanie płomieniowe, indukcyjne i piecowe w atmosferach kontrolowanych, a także lutospawanie łukowe i laserowe [7]. lutowanie piecowe w atmosferach kontrolowanych i próżni to unikalny sposób łączenia w produkcji masowej podzespołów o złożonej konstrukcji, a w przypadku produkcji jednostkowej głównie podzespołów wykonywanych z nowoczesnych inżynierskich materiałów konstrukcyjnych, należących do trudno spajalnych. do takich materiałów należą: wysokostopowe stale odporne na korozję, metale wysokotopliwe (molibden, wolfram, niob) oraz ich stopy, metale reaktywne (ti, zr, be) i ich stopy, specjalistyczne stopy żelaza i aluminium wzmacniane wydzieleniami dyspersyjnymi (ods), nadstopy – drobnokrystaliczne i monokrystaliczne, stopy na osnowie faz międzymetalicznych (ni-al, ti-al), a także materiały kompozytowe na osnowie metalowej. główne dziedziny zastosowania lutowania piecowego to przede wszystkim produkcja osprzętu pojazdów lotniczych i kosmicznych, produkcja turbin do energetyki, aparatury elektropróżniowej, chemicznej, pomiarowej, a także produkcja wymienników ciepła z aluminium, miedzi, tytanu i jego stopów, stali odpornych na korozję oraz stopów żarowytrzymałych [7]. mechanizm tworzenia połączeń w procesie lutowania, w którym elementy łączone pozostają w stanie stałym, a spoiwo ulega stopieniu, uzależniony jest od wielu zjawisk fizykochemicznych, takich jak: redukcja chemiczna lub dysocjacja termiczna tlenków (na powierzchni materiałów łączonych i spoiwa), topienie (spoiwa), zjawiska związane z lutownością (rozpływność, zwilżanie, wnikanie kapilarne ciekłego spoiwa), dyfuzja i rozpuszczanie oraz krystalizacja (lutowiny) [8]. zjawisko kapilarności w procesie lutowania twardego związane jest ze zjawiskami dyfuzji i rozpuszczania się składników lutu i powierzchni elementów łączonych, wielokrotnie określanych jako roztwarzanie lub migracja składników. za pomocą ogólnie znanych mikroskopowych teorii dyfuzji możliwe jest opisanie mechanizmu występujących zjawisk dyfuzyjnych w zależności od właściwości fizykochemicznych spoiwa i materiałów łączonych oraz warunków metalurgiczno-technologicznych procesu lutowania. technologia lutowania to nie tylko samo spajanie, lecz także wiele procesów technologicznych ściśle ze sobą powiązanych, wzajemnie oddziałujących i przeprowadzanych w odpowiedniej kolejności. takimi procesami są m.in.: – dobór geometrii złącza, – mechaniczne przygotowanie powierzchni, – odtłuszczenie i mycie powierzchni, – naniesienie powłok technicznych (np. niklowanie galwaniczne), – zabieg nakładania lutu pod różnymi postaciami (pasty, proszki, taśmy, folie, druty), – proces montażu i pozycjonowania całego układu przed rozpoczęciem lutowania. najistotniejszą operacją jest sam proces lutowania oraz dobrane parametry: – prędkość grzania, – temperatura i czas lutowania, – temperatura i czas ewentualnych przystanków, tzw. przystanków temperaturowych, – wysokość próżni, – prędkość chłodzenia, – wysokość tzw. ciśnienia cząsteczkowego gazu obojętnego, stosowanego w procesie lutowania, a także czas, w którym jest wtłaczany do komory pieca. wszystkie te operacje wpływają na wypełnienie szczeliny lutowniczej, zwilżalność powierzchni lutowanych, a tym samym na jakość wytworzonego złącza [9, 10]. w artykule opisano niektóre zjawiska przemian fazowych i zmian mikrostruktury zachodzące w obszarze stal austenityczna (x10crnimn20-10-2)–lut nicrsibfe –inconel 625 podczas lutowania twardego w piecu próżniowym. przygotowanie ateriału do lutowania pr niowego próbki w kształcie płaskowników o grubości 1 mm. zostały ze sobą połączone w pakiety (rys. 1) z umieszczonym pomiędzy spajanymi elementami lutowiem w postaci pasty i folii oraz poddane procesowi lutowania. czas lutowania wynosił 5 min w temperaturze 1065oc. 43przegląd spawalnictwa 8/2013 lutowanie wykonano w piecu próżniowym przy ciśnieniu ok. 11,3•10-2 pa. między powierzchniami łączonymi szczelina wynosiła 0,1 mm. powierzchnie łączone oczyszczono mechanicznie papierami ściernymi o gradacji 240,a następnie przemyto wodnymi środkami myjącymi. ys. 1. schemat połączenia lutowanego: stal austenityczna – inconel 625 ig. 1. model of braized samples: austenitic steel – inconel 625 adania etalogra czne badania mikrostrukturalne połączeń lutowanych wykonano za pomocą mikroskopu świetlnego leica 3500n, na prostopadłym do powierzchni próbki zgładzie metalograficznym, po trawieniu chemicznym (rys. 2). do ujawnienia mikrostruktury spoiny lutowniczej użyto odczynnika chemicznego o składzie [6]: – chlorek miedzi cucl2, – kwas solny hcl, – alkohol etylowy c2h5oh. mikrostruktura połączenia lutowanego została przedstawiona na rysunkach 2 i 3. na rysunku 2 zaznaczono miejsca wykonania mikrofotografii. lutowina jest równomierna na całej długości połączenia lutowanego (rys. 3a). na rysunku 2b widoczny jest fragment połączenia lutowanego od strony podawania pasty lutowniczej. można zauważyć bardzo dobre wypełnienie szczeliny lutowania w całym obszarze połączenia, co świadczy o dobrej zwilżalności materiału przez ciekły lut. analizując mikrostrukturę lutowiny pokazaną na rysunkach 2 i 3, można stwierdzić, że dominującym składnikiem strukturalnym jest austenit (γ) oraz umiejscowione w centralnej części lutowiny fazy międzymetaliczne z układu ni-cr-si-b (rys. 2a i 2b). ys. 3. mikrostruktury połączenia lutowanego. połączenie stali ze stopem inconel 625 lutowiem ni-cr-si-b: a) fragment połaczenia lutowanego, pow. 200x; b) obszar spoiny lutowniczej, pow. 500x ig. 3. microstructure of braised joint of steel and inconel 625 with ni-cr-si-b filler: a) joint area, magn. 200x; b) joint area, magn. 500x ys. 2 mikrostruktury połączenia lutowanego. połączenie stali austenitycznej ze stopem inconel 625 lutowiem nicrsibfe w postaci pasty: a) obszar spoiny lutowniczej; b) lico spoiny ig. 2. microstructure of braized joint. austenitic steel and inconel 625 joint with nicrsibfe feeler in a paste form: a) joint area; b) face of joint entgenowskie adania dyfrakcyjne pomiary rentgenowskie wykonano z tych samych obszarów, w których prowadzono badania metalograficzne na powierzchni zewnętrznej spoiny bez wstępnej preparatyki powierzchni pomiarowej. dyfraktogramy otrzymano przy użyciu promieniowania lampy co na dyfraktometrze d8-advance (rys. 4 i 5). ys. 5. obrazy dyfrakcyjne i analiza fazowa lutu wyjściowego nicrsibfe w postaci folii w stanie amorficznym i w lutowinie w stanie krystalicznym ig. 5. diffraction patterns and phase analysis of nicrsibfe solder foil and brazing area ys. 4. obrazy dyfrakcyjne i analiza fazowa lutu wyjściowego ni-cr w postaci pasty i w lutowinie ig. 4. diffraction patterns and phase analysis of solder ni-cr paste and brazing area 44 przegląd spawalnictwa 8/2013 wnioski wykonano eksperymentalne lutowanie dwóch stopów, tj. austenitycznej stali żarowytrzymałej z nadstopem niklu (inconel 625). spoiny badano pod względem mikrostruktury i składu fazowego w stanie wyjściowym i po procesie lutowania. zastosowane procedury technologiczne wykazały prawidłową rozpływność lutu. jednak mikrostruktura lutu na przekroju poprzecznym wykazała niejednorodność zarówno pod względem wielkości ziarna, jak i pasmowości. mikrostruktura ma charakter wieloskładnikowy/wielofazowy z widocznymi strefami: centralna/środkowa z eutektyką, dwie strefy boczne z dużymi i równoosiowymi ziarnami i obustronne strefy przejściowe. na zgładzie metalograficznym po trawieniu zaobserwowano dyfuzyjną strefę przejściową/pośrednią. wstępne pomiary wykazały, że zmiany struktury,a ich zasięg z dyfuzji pierwiastków znajdujących się w lutowiu wynosił w stali austenitycznej ok. 75 µm, a w inconelu 625 ok. 50 µm. jednak dokładny zasięg i stopień dyfuzyjnego przemieszczenia się atomów można będzie określić po wykonaniu dodatkowych pomiarów. rentgenowskie badania dyfrakcyjne wykazały wystąpienie znacznych różnic między składem fazowym lutowia wyjściowego i po procesie lutowania. największa różnica wystąpiła przy zastosowaniu folii lutowniczej w stanie amorficznym. po procesie próżniowego lutowania lut przemienił się w wielofazowy stop (dwa roztwory stałe γ oraz dwa związki międzymetaliczne cr3ni2 i cr5b3). w drugim przypadku lut wielofazowy (stopowy austenit niklowy, fazy międzymetaliczne crnife i cr3ni2) zamienił się w stopowy austenit niklowy o innej teksturze krystalograficznej z niewielką ilością cr3ni2. literatura [1] mikułowski b.: stopy żaroodporne i żarowytrzymałe – nadstopy, wydawnictwa agh, kraków 1997. [2] hernas m., maciejny a.: żarowytrzymałe stopy metali, wydawnictwo ossolineum, wrocław 1989. [3] dobrzański l.a.: podstawy nauki o materiałach i metaloznawstwo, wydawnictwa naukowo-techniczne, gliwice 2002. [4] campbell f.c.: manufacturing technology for aerospace structural materials, elsevier b.v., amsterdam 2006. [5] davies j.r. (red.): heat-resistant materials (asm speciality handbook), asm international 1997. [6] głowacki z.: zbiór odczynników metalograficznych, pwn, warszawa 1952. [7] winiowski a.: lutowanie twarde metali – rozwój materiałów dodatkowych, technologii oraz normalizacji. przegląd spawalnictwa 9/2007. [8] winiowski a.: lutowność w lutowaniu twardym – definicje i przykłady jej badania. przegląd spawalnictwa 9/2010. [9] dul i., kopeć j., poradka a., turowska l., babul t., kowalski s., jakubowski j., senkara j.: wpływ wybranych czynników technologicznych na proces lutowania próżniowego stopów ni i stali wysokostopowej 10-8. przegląd spawalnictwa 10/2009. [10] t. babul, s. kowalski, j. senkara, j. jakubowski, j. kopeć, l. turowska: vacuum brazing of honeycomb seals in vane ring made of nickiel alloy: hastelloy and inconel by use filler material type nicrsib, 2 międzynarodowa konferencja naukowotechniczna pod hasłem „postęp w technologiach lutowania”, wrocław, 24 września, 2007. imię i nazwisko kontakt do osoby zamawiającej: adres nip a awia artykuły nr zeszytu ..........., rok ............., strony ..................... nr zeszytu ..........., rok ............., strony ..................... nr zeszytu ..........., rok ............., strony ..................... cena 1 artykułu z numeru archiwalnego w wersji elektronicznej: 21 zł (w tym 5% vat) r r r r r r r r pspaw@ps.pl wpłaty nale y dokona na rachunek ankowy bank bph s.a. oddział w warszawie 45 10 0 00 0000 3200 0043 1 3 rtykuły wysyłane s drog elektroniczn w ci gu 2 dni od otrzy ania za wienia. k przegl d pawalnictwa w mp ul. świętokrzyska 14a, 00-050 warszawa tel.: 22 827 25 42, faks: 22 336 14 79 podpis firma n n oświadczam, że jestem podatnikiem vat i upoważniam firmę do wystawienia faktury bez podpisu adres e-mail 201411_pspaw.pdf 24 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 nieniszczące badania   wilgotności płyt włóknisto-cementowych  metodą dielektryczną non-destructive testing of fiber cement board moisture using dielectric method tomasz gorzelańczyk krzysztof schabowicz dr inż. tomasz gorzelańczyk, dr inż. krzysztof schabowicz – politechnika wrocławska. autor korespondencyjny/corresponding author: tomasz.gorzelanczyk@pwr.edu.pl wstęp w praktyce budowlanej mamy często do czynienia z sytuacją, w której trzeba określić wilgotność materiałów budowlanych. jest to bardzo ważne w przypadku, kiedy trzeba wykonać prace wykończeniowe wymagające niskiej wilgotności podłoża, na którym mają być wykonane. przykładem może tu być ułożenie posadzki drewnianej na podkładzie betonowym. wykorzystywane do tego celu mogą być metody nieniszczące ze szczególnym uwzględnieniem metody dielektrycznej. istotna jest również kontrola wilgotności już na etapie produkcji materiału budowlanego, bo pozwala określić, w którym momencie doszło do zawilgocenia materiału i jakie spowodowało to skutki. autorzy w niniejszym artykule zwracają uwagę na badania wilgotności płyt włóknisto-cementowych nazywanych także celulozowo-cementowymi. płyty te są stosowane w budownictwie już od ponad wieku. ich pomysłodawcą był czeski inżynier ludwik hatschek. w 1900 r. opracował i opatentował technologię produkcji lekkiej, wytrzymałej, trwałej i niepalnej płyty azbestowo-cementowej, której nadał nazwę „eternit” [1,2]. obecnie azbest zastąpiono bezpiecznymi włóknami celulozowymi [1÷3]. płyty włóknisto-cementowe streszczenie w artykule przedstawiono nieniszczące badania wilgotności płyt włóknisto-cementowych z zastosowaniem metody dielektrycznej. wilgotność tych płyt po całkowitym wysuszeniu jest istotnym parametrem określającym możliwość ich dalszej obróbki. pomiary wilgotności wykonywano na płytach włóknisto-cementowych po zakończonym procesie produkcyjnym i końcowym wysuszeniu. na podstawie wyników badań nieniszczących wykonano mapy rozkładu wilgot-ności w płytach. w artykule została potwierdzona przydatność dielektrycznej metody nieniszczącej do określania zawartości wilgoci w płytach włóknisto-cementowych i wykrywania w nich nadmiernie zawilgoconych obszarów. słowa kluczowe: ultradźwiękowa metoda bezkontaktowa, ndt, płyty celulozowo-cementowe, zawilgocenie abstract this paper presents non-destructive testing of fiber cement board moisture using dielectric method. the moisture content of such boards after final curing is one of their vital parameters, determining their further treatment. the moisture content of cellulose fibre cement boards was tested after production process. maps of board moisture distribution were plotted on the basis of the ndt results. the nondestructive testing method has been found useful for determining the moisture content in cellulose fibre cement boards and detecting defective areas in them. keywords: non-contact ultrasound, ndt, cellulose fibre cement boards, moisture content 25przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 charakteryzują się trwałością, wysoką wytrzymałością na zginanie, odpornością na wilgoć i korozję biologiczną [1÷3]. są stosowane wewnątrz w tzw. „mokrych pomieszczeniach” (łazienki, sauny, pomieszczenia na basenach i spa) i na zewnątrz w układzie tzw. elewacji wentylowanej [1÷3]. celem niniejszej pracy jest przedstawienie badania wilgotności na całej powierzchni płyt włóknisto-cementowych zewnętrznych oraz zaprezentowanie wyników badań rozkładu wilgotności gotowych płyt po przejściu wszystkich etapów produkcyjnych, jakie otrzymali autorzy. badania zostały wykonane za pomocą niszczącej metody suszarkowo-wagowej i nieniszczącej metody dielektrycznej [4]. opis badań wilgotność płyt włóknisto-cementowych jest bardzo istotnym parametrem dostarczającym informacji o jakości wykonania oraz obróbki płyty podczas procesu produkcyjnego. w związku z tym końcowa wilgotność płyty jest bardzo istotna, ponieważ proces nakładania struktury ozdobnej na płytę jej lakierowania wymaga rys. 1. aparatura badawcza: a) wagosuszarka, b) miernik dielektryczny trotec t650 fig. 1. test equipment: a) weight-dryer, b) the dielectric measure trotec t650 odpowiedniego przygotowania płyty i zapewnienia wilgotności na poziomie 6%. w pracy autorzy przeprowadzili badania wybranych płyt włóknisto-cementowych w końcowej fazie produkcji, przygotowanych do lakierowania. dotyczyły one płyt do zastosowań zewnętrznych (elewacyjnych). płyty składały się w ok. 50÷70% z cementu. pozostałą część składników stanowiły różnego rodzaju włókna mineralne (najczęściej celuloza) oraz wypełniacze (np. mączka wapienna, kaolin, perlit, piasek kwarcowy). badania wykonano z wykorzystaniem wagosuszarki oraz miernika dielektrycznego trotec t650, które pokazano na rysunku 1. punkty badawcze do pomiarów nieniszczących wybrano na powierzchni górnej płyt. badane płyty miały wymiary 1200x3050 mm każda. punkty pomiarowe były oddalone co najmniej o 100 mm od krawędzi płyty i ok. 200÷255 mm od siebie, co pozwoliło na każdej płycie umieścić 72 punkty pomiarowe, tak jak pokazano na rysunku 2. łącznie przebadano ok. 300 płyt włóknisto-cementowych i uzyskano ponad 20 tys. wyników. na rysunku 3 przedstawiono opracowaną do określenia wilgotności płyt włóknisto-cementowych własną krzywą skalowania wraz z jej równaniem i współczynnikiem korelacji. rys. 2. lokalizacja punktów pomiarowych do badania wilgotności na płycie włóknisto-cementowej fig. 2. location of measurement points to the moisture content on the fibro-cement board rys. 3. krzywa skalowania przyjęta do badania fig. 3. scaling curve admited for testing a) b) 26 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 z kolei w tablicy i przedstawiono przykładowe wyniki wilgotności uzyskane dla jednej partii przebadanych płyt włóknisto-cementowych. w celu weryfikacji rezultatów otrzymanych metodą dielektryczną zastosowano metodę suszarkowowagową zgodnie z [5,7,8÷10]. w tym celu z każdej badanej płyty w miejscu dokonywania pomiarów metodą dielektryczną wycinano niewielkie próbki, które ważono, a następnie suszono w temperaturze 105 °c do stałej masy, po czym z poniższej zależności wyznaczano wilgotność masową wyrażoną w procentach. punkt pomiarowy wilgotność wm, % płyta zewnętrzna pz 21/07.08.2013/ płyta zewnętrzna pz 29/07.08.2013/ płyta zewnętrzna pz 139/07.08.2013/ płyta zewnętrzna pz 246/07.08.2013/ 1 7,96 5,98 6,57 7,66 2 7,72 5,81 6,50 7,61 3 7,59 5,71 6,28 7,45 4 7,22 5,43 5,95 7,16 5 6,97 5,24 5,58 6,95 6 6,18 4,73 5,04 6,05 7 5,71 4,30 4,63 5,58 8 5,43 4,09 4,44 5,27 9 5,23 3,93 4,29 5,09 10 4,94 3,72 3,70 4,72 11 4,55 3,42 3,36 4,12 12 4,09 3,08 3,17 3,63 13 8,46 6,37 6,72 7,51 14 ... 8,22 … 6,18 … 6,53 … 7,32 … 72 4,01 3,02 3,57 3,78 [ ]% s sw m m mm w − = gdzie: mw – masa próbki o aktualnej wilgotności [g], ms – masa próbki wysuszonej w 105 °c [g]. wyniki badań i ich analiza przykładowe wyniki badań w postaci mapy rozkładu średnich wartości wilgotności w badanych płytach włóknisto-cementowych zewnętrznych pokazano na rysunku 4. tablica i. przykładowe wyniki wilgotności zewnętrznych płyt włóknisto-cementowych table i. examples of results of fibro-cement board external moisture rys. 4. mapy rozkładu średnich wartości wilgotności w płycie włóknisto-cementowej zewnętrznej (elewacyjnej) fig. 4. maps of the distribution of average values of moisture in fibercement exterior board (façade) 27przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 analizując otrzymane wyniki, należy zwrócić uwagę, że z punktu widzenia jakości gotowej płyty najważniejsza jest jej wilgotność płyty po przejściu przez ostatnią strefę, a mianowicie piec końcowego suszenia. i tak, z analizy map rozkładu średnich wartości wilgotności płyt pokazanych na rysunku 4 wyraźnie widać, że rozkład wilgotności jest nierównomierny na długości płyty. wyznaczona wilgotność końcowa zawiera się w przedziale od 3 do ponad 8%. jest to dość duży rozrzut wyników wilgotności, ale niestety typowy w płycie po przejściu przez piec końcowego suszenia. wynika to prawdopodobnie z budowy pieca i umiejscowienia w nim czynników suszących. przeprowadzone badania pozwoliły wprowadzić system kontroli wilgotności płyt i udoskonalenia techniczne w konstrukcji pieca, mające wpływ na równomierny rozkład ciepła podczas suszenia płyt i tym samym na równomierny rozkład wilgotności w płycie włóknisto-cementowej. na podstawie wyników badań uzyskanych przez autorów wykonano dodatkowo wykres kołowy zamieszczony na rysunku 5, na którym przedstawiono udział powierzchni przebadanych płyt o określonej wilgotności masowej wyrażonej w procentach. jak widać z tego rys. 5. procentowy udział powierzchni płyt o określonej wilgotności masowej wm fig. 5. percentage of surface board at a certain humidity storage wm literatura [1] informacje ze strony internetowej: http://www.euronit.de/ [2] informacje ze strony internetowej: http://www.cembrit.com/ [3] pn-en 12467:2013-03e – płyty płaskie włóknisto-cementowe. charakterystyka wyrobu i metody badań. [4] american concrete institute report aci 228.2r-98: nondestructive test methods for evaluation of concrete in structures, aci, farmington hills, michigan, 1998. [5] j. hola, k. schabowicz: state-of-the-art nondestructive methods for diagnostics testing of building structures – anticipated development trends; archives of civil and mechanical engineering, 11, s. 5-11, 2010. [6] v. m. malhort, j. n. carino: handbook on nondestructive testing of concrete; crc press, 2004. [7] a. m. neville: właściwości betonu, polski cement, kraków, 2000. [8] j. hoła, z. matkowski: wybrane problemy dotyczące zabezpieczeń przeciwwilgociowych ścian w istniejących obiektach murowanych; awarie budowlane: zapobieganie, diagnostyka, naprawy, rekonstrukcje, xxiv konferencja naukowo-techniczna, szczecin-międzyzdroje, 26-29 maja 2009 szczecin, wydawnictwo uczelniane zachodniopomorskiego uniwersytetu technologicznego, s. 73-92, 2009. [9] j. karyś, k. zwierzyński: pomiar wilgotności przegród budowlanych metodami elektrycznymi – wybrane problemy; v warsztaty rzeczoznawcy mykologiczno-budowlanego, psmb, wrocław, 2006. [10] z. matkowski, a. pawlonka: analiza nieniszczących metod badania wilgotności betonu; praca doktorska, politechnika wrocławska, 1982. wnioski wykonane badania umożliwiły wyznaczenie map rozkładu średnich wilgotności gotowych płyt włóknisto-cementowych zewnętrznych (elewacyjnych), tj. płyt po przejściu przez piec końcowego suszenia. na podstawie badań należy stwierdzić, że rozkład wilgotności płyt jest nierównomierny. zdaniem autorów wynika to z typowej konstrukcji pieca końcowego suszenia. trzeba zaznaczyć, że wilgotność płyt włóknisto-cementowych jest bardzo istotnym parametrem z punktu widzenia jej przydatności do użytkowania i trwałości. jej nierównomierny rozkład ma nie tylko wpływ na parametry wytrzymałościowe płyty, ale co bardzo istotne, ma negatywny wpływ na dalszą obróbkę płyty, w szczególności na proces impregnowania, pokrywania lakierem, czy inną strukturą ozdobną. w płytach takich obserwuje się wówczas złą przyczepność powierzchni, co powoduje znaczne obniżenie trwałości płyty, szczególnie pod wpływem zmiennych warunków atmosferycznych. po przeprowadzeniu przedmiotowych badań autorzy uważają, że nieniszcząca metoda dielektryczna pomiaru wilgotności jest mało precyzyjna z uwagi na duże rozrzuty uzyskanych wyników i stosunkowo za małą dokładność aparatury pomiarowej. zdaniem autorów do pomiarów rozkładu wilgotności w płytach włóknisto-cementowych, ale również do identyfikacji imperfekcji materiałowych w takich płytach można by zastosować inne nieniszczące metody badawcze, np. bezkontaktową metodę ultradźwiękową z wykorzystaniem fal lamba. rysunku, największy udział procentowy w badanych płytach zajmują powierzchnie (prawie 50%) o wilgotności od 4 do 6%. na tej podstawie można stwierdzić, że średnia wilgotność masowa wm badanych płyt wynosi ok. 6%. nr 5 2015 www.pdf 93przegląd spawalnictwa vol. 87  5/2015 analiza możliwości kruchego pękania spawanych elementów konstrukcji stalowych the analysis of the possibility of fragile cracking steel units of welded constructions dr hab. inż. krzysztof werner, prof. pcz; dr inż. adiunkt kwiryn wojsyk – politechnika częstochowska. autor korespondencyjny/corresponding author: krzysztofwerner@tlen.pl streszczenie w pracy przedstawiono ocenę zniszczenia stalowych złączy spawanych w wyniku kruchego pękania. wykazano, że krytyczne wartości odporności na pękanie i rozwarcia czoła pęknięcia mogą być wyznaczone na podstawie wyników badania udarności. dokonano wstępnej oceny dopuszczalnej długości szczelin (niezgodności spawalniczych) w tych złączach ze względu na możliwość kruchego pękania. słowa kluczowe: złącza spawane, kruche pękanie, niezgodności złączy spawanych abstract in the work the opinion of possible destruction of steel welded joints in the result of fragile cracking was introduced. show, that the critical values of the resistance on cracking and the crack tip opening displacement can be appointed on basis of the test results of the impact resistance. the preliminary opinion of the admissible length of fissures (welded joints’ incompatibilities) was executed in these joints because of the possibility of fragile cracking. keywords: welded joins, fragile cracking, welded joints’ incompatibilities wstęp stale konstrukcyjne i złącza spawane poddane działaniu obciążenia rozciągającego narażone są nagłe kruche pękanie. niebezpieczeństwo takie występuje w przypadku istnienia w złączu koncentratora spiętrzającego poziom naprężenia [1]. takim koncentratorem może być karb geometryczny, tj. szczelina powierzchniowa lub wewnętrzna, otwór, skokowa zmiana wymiarów przekroju, albo nieciągłość materiału, np.: wtrącenie niemetaliczne, pęcherz powietrzny itp. ponadto koncentrację naprężenia powodują też zmiany struktury materiału i kształtu elementu generujące w nim naprężenia własne [2]. złącza spawane zawierają zwykle wszystkie wymienione rodzaje koncentratorów. są to niezgodności spawalnicze takie jak: braki przetopu, pęcherze, wtrącenia obce w spoinie, pęknięcia wskrośne, odkryte i ukryte oraz różne struktury: materiału rodzimego, strefy wpływu ciepła (swc) i spoiny. istniejące wady i niezgodności w złączach spawanych mogą prowadzić do zniszczenia elementów szczególnie przy obciążeniach zmęczeniowych [3,4] pękanie kruche charakterystyczne dla materiałów kruchych (np. dla żeliwa) występuje także w materiałach sprężysto-plastycznych jakimi są stale, jeżeli panuje w nich płaski stan naprężenia (pso) lub stan zbliżony do niego. stan taki istnieje w elementach o dużej grubości przy niewielkich rozmiarach wady (szczeliny) w porównaniu z wymiarem elementu w kierunku wzrostu pęknięcia [5,6]. kruchość stali wzrasta szczególnie znacząco w niskich temperaturach pracy rzędu -40 ºc i niższych. w takich warunkach strefa plastyczna na czole szczeliny jest bardzo mała w porównaniu z jej wielkością i występuje tylko w cienkich warstwach powierzchniowych danego elementu. można wtedy stosować jednoparametrowe kryterium siłowe liniowo-sprężystej mechaniki pękania (lsmp). pękanie kruche wystąpi gdy współczynnik intensywności naprężenia ki na czole szczeliny osiągnie wartość krytyczną kic (wyznaczaną doświadczalnie), zwaną odpornością na pękanie [5,7],: krzysztof werner, kwiryn wojsyk ki.=.σ √πa = kic ___ 1) w przypadku większej strefy odkształceń plastycznych na czole szczeliny, sięgającej głębszych warstw elementu stosuje się dwuparametrowe kryterium deformacyjne sprężysto-plastycznej mechaniki pękania (spmp) [8]. kryterium to dotyczy quasi-kruchego stanu materiału. warunkiem pękania jest osiągnięcie w wyniku odkształceń plastycznych rozwarcia czoła szczeliny δa=2va równego jego wartości krytycznej δc przy obciążeniu sr=σ/re≤0,8: δa.=.δc 2) przy bardzo dużych odkształceniach na czole pęknięcia stosowane jest podobne kryterium pękania (j=jc) określające energię potrzebną do nagłej propagacji pęknięcia – całkę j. dla szybkiej oceny połączeń spawanych na możliwość nagłego pękania przy założeniu istnienia w nich niezgodności spawalniczych można skorzystać z obu kryteriów (1) i (2), a zwłaszcza z kryterium lsmp, które pozwala na określenie rzeczywistej krytycznej wielkości ac wady (szczeliny) 94 przegląd spawalnictwa vol. 87 5/2015 przy poziomie nominalnego naprężenia rozciągającego σ do granicy plastyczności re spełniającym warunek σ/re<0,5. kryterium to można stosować też w zakresie spmp, zamiast kryterium (2), przy założeniu, że σ/re<0,8. wtedy krytyczną wielkość szczeliny ac określa się dla efektywnego wymiaru wady aef, tj. rzeczywistego wymiaru szczeliny – a powiększonego o zasięg strefy plastycznej na jej czole – rp (aef = a.+ rp). procedury wyznaczenia wielkości krytycznych kic, δc, jc, określających odporność materiału na pękanie, są trudne do realizacji w warunkach przemysłowych, ponieważ wymagają specjalistycznych stanowisk laboratoryjnych oraz spełnienia ostrych warunków wykonania i badania próbek [7,8]. w niniejszej pracy okręślono wielkości krytyczne kic i δcna podstawie wyników badań udarności kcv – powszechnie stosowanych dla złączach spawanych (elementów konstrukcji spawanych) oraz przedstawiono proste metody wyznaczenia wielkości dopuszczalnych wad. wyniki badań udarności i wyznaczenie parametrów odporności na pękanie badania udarności przeprowadzono dla złączy spawanych doczołowo (w pozycji pf) metodą 135 mag ze spoiną typu „v” i „1/2v”. złącza wykonano z blach stali o podwyższonej wytrzymałości s355j2+n w stanie po normalizacji o grubości 12 mm [9]. granica plastyczności tej stali wynosiła re= 384 mpa, a wytrzymałość na rozciąganie rm= 574 mpa. drut spawalniczy g3si1 (d= 1,2 mm) miał re= 450 mpa i rm= 545 mpa. a) b) rys. 1. schemat wykonywanych ściegów w spoinie typu: v (a) i 1/2v (b) fig. 1. the scheme of executed welding sequences in the joint of the type: v (a) i 1/2v (b) udarność złączy badano w temperaturach: +25, -25 i -75 ºc zgodnie z normami [10-12] na próbkach o przekroju w karbie 10x8 mm pobranych w różnej odległości l od osi spoiny. na podstawie wyników badań pracy udarowego zginania kv (wyrażonej w j) określono wielkość krytycznego rozwarcia czoła pęknięcia δc wg wzoru (3) (podanego w pracy [8], skorygowanego przez autorów tego artykułu) oraz odporność na pękanie kic (wz. 4) [6,8] w różnych strefach złączy (tabl. i). δc.= 0,0024.• (kv) 3) ki.=.√re.• δ.• e ________ 4) strefa złącza spawnego (1, mm) złącze v, t = -25 ºc złącze 1/2v, t = -75 ºc kv j δc, (wz. 3) mm kic, (wz. 4) mpa • m0,5 kv j δc, (wz. 3) mm kic, (wz. 4) mpa • m0,5 spoina (0) 124 0,308 159,49 9 0,021 41,19 swc (5,5) 134 0,333 165,80 208 0,475 198,00 mat.rodz. (17,5) 213 0,514 206,02 143 0,326 164,17 tablica i. wyniki badań udarności i obliczeń rozwarcia czoła pęknięcia i odporności na pękanie table i. the results of investigations of the impact resistance and the calculations of the crack tip opening displacement and resistance on cracking wyniki badań w temp. t= -25 ºc wskazują na znacznie mniejszą udarność spoiny i swc w porównaniu do udarności materiału rodzimego. w temperaturze -75 ºc udarność w spoinie była bardzo niska, natomiast w swc była wysoka (wyższa niż w materiale rodzimym). odporności na pękanie (tabl. i) obliczone ze wzoru (4) na podstawie rozwarcia pęknięcia opisanego zależnością (3) były prawie identyczne jak wyznaczone ze wzoru (5) na podstawie wartości kv.(wyrażonej w j) [8]. ki.= 14,5.√(kv) ____ 5) ocena dopuszczalnej wielkości wady ze względu na kruche pękanie dopuszczalne długości a=ad centralnej szczeliny wskrośnej (2ad) w płaskiej tarczy o szerokości w obliczono przy współczynniku bezpieczeństwa b=2 w oparciu o uproszczoną wersję kryterium lsmp wg pierwszego poziomu oceny [8] dla obciążenia sr=0,8 przy założonych wartościach w/a we współczynniku korekcyjnym y. ki.|.k2.= kr.=.1.|.√2 obowiązującego dla sr.=.σ |.σf.≤ 0,8 __ 6) ki.= σ √π • a.• y.= σ √π • a.• √ π • a w_____ gdzie _____ _____ tg _____________ w π • a_____, σf.= 0,5 • (re.+.rm).≤ 1,2 • re ponadto dopuszczalne wartości takiej szczeliny wyznaczono z doświadczalnej zależności (7) dla założonych szerokości w płyty (złącza): ad.= 0,5 • (p √p2 5w • (kcv) •(1 re.|.rm).) __________________________ 7) gdzie p = w + 1,25 • (kcv) określono także wielkość dopuszczalną am równoważnej centralnej wady wskrośnej (2am) wg najprostszych kryteriów lsmp (wz. 8) [8] i spmp (wz. 9) [7]: am = c(kic |.re)2, 8) am = c(δc |.(re.|.e)), 9) gdzie c = dla σ |.re.≥ 0,5__________________ 1 2π ((σ |.re) 0,25) na podstawie wielkości dopuszczalnej am równoważnej centralnej wady wskrośnej można wyznaczyć dopuszczalną długość 2c szczeliny powierzchniowej (odkrytej) lub szczeliny wewnętrznej (ukrytej) dla wymiaru a takiej szczeliny równego wartości am (a=am). do tego celu można wykorzystać bardzo skomplikowany tok obliczeń przedstawiony w pracach [6,8] albo znacznie prostszy sposób – na podstawie wykresów korelacyjnych, tj. korelacji wymiarów tych pęknięć z wartością am wskrośnego pęknięcia równoważnego, przedstawionych w pracy [7]. wyniki obliczeń długości wskrośnej szczeliny dopuszczalnej w badanych strefach złącza dla sr=0,8 przedstawiono 95przegląd spawalnictwa vol. 87  5/2015 ki.= σ √π • a.• y.= σ √π • a.• √ π • a w w π • a σf.= 0,5 • (re.+.rm).≤ 1,2 • re na rysunkach 2÷5. na rysunku 2 dla t= -25 ºc widoczne są bardzo różne wartości dopuszczalnej długości szczeliny wskrośnej dla różnych odległości od osi spoiny. w odległości l=0-5,5 mm wartości ad są dużo mniejsze niż dla l >5,5 mm. można to tłumaczyć działaniem własnych naprężeń rozciągających w spoinie i jej swc. obliczenie długości ad wg wzoru (6) dało zbliżone wyniki do równoważnej długości pęknięcia am, wyznaczonej ze wzoru (8) lub (9) z uwzględnieniem naprężeń własnych w spoinie i w swc (przyjętych na poziomie re) tylko przy małym stosunku szerokości próbki do długości pęknięcia (w/a). rys. 2. długość wskrośnej szczeliny dopuszczalnej i równoważnej dla t= -25 ºc fig. 2. the length of the admissible and equivalent thoroughly fissure for t= -25 ºc rys. 3. długość wskrośnej szczeliny dopuszczalnej i równoważnej dla t= -75 ºc fig. 3. the length of the admissible and equivalent thoroughly fissure for t= -75 ºc rys. 4. długość wskrośnej szczeliny dopuszczalnej (wz.7) w złączu spawanym o różnej szerokość w (w mm) dla t= -25 ºc fig. 4. the length of the admissible thoroughly fissure (formula 7) in weld joint about various the width w (in mm) for t= -25 ºc rys. 5. długość wskrośnej szczeliny dopuszczalnej (wz.7) w złączu spawanym o różnej szerokość w (w mm) dla t= -75 ºc fig. 5. the length of the admissible thoroughly fissure (formula 7) in weld joint about various the width w (in mm) for t= -75 ºc podobny charakter zmian, chociaż jeszcze bardziej zróżnicowany wystąpił dla temp. t= -75 ºc, (rys. 3), ale wyniki obliczeń bezpiecznej i równoważnej długości pęknięć w spoinie, w swc i w materiale rodzimym według wzorów (8) i (9) oraz (6 dla w/a=4) były prawie takie same. przy zastosowaniu wzoru (7) charakter zmian wartości ad jest podobny do ad obliczonych wg wzoru (6) ale wartości ad obliczone z tego wzoru są nieco niższe niż ze wzoru (6) zarówno dla t= -25 ºc (rys. 4), jak i dla t= -75 ºc (rys. 5). długości dopuszczalnych szczelin przy niższym poziomie naprężenia (np. sr=0,5) mogą być znacznie większe. literatura [1] gwóźdź m., michałowski t.: elementy niezawodności stalowych spawanych zbiorników na ciecze i gazy płynne. przegląd spawalnictwa 3/2012 s. 3-10. [2] prażmowski m., rozumek d.: rozwój pęknięć przy cyklicznym zginaniu w złączu cyrkon-stal powstałych w wyniku zgrzewania wybuchowego. przegląd spawalnictwa 4/2014 s. 45-50. [3] stasiuk p., karolczuk a., kuczko w.: rozkład naprężeń w krzyżowym złączu spawanym z uwzględnieniem rzeczywistego kształtu spoiny. przegląd spawalnictwa 1/2014 s. 29-33. [4] kukla d., grzywna p., karczewski r.: ocena rozwoju uszkodzenia zmęczeniowego na podstawie zmian i parametrów prądowirowych w kolejnych cyklach obciążenia. przegląd spawalnictwa 5/2014 s. 23-3.1 [5] kocańda s.: zmęczeniowe pękanie metali, wnt warszawa 198. [6] neimitz a.: mechanika pękania, pwn warszawa 1998. [7] brózda j.: wprowadzenie do mechaniki pękania, instytut spawalnictwa gliwice 2008. [8] rykaluk k.: pęknięcia w konstrukcjach stalowych, dolnośląskie wydawnictwo edukacyjne wrocław 2000. [9] miśta j. określanie wielkości niezgodności spawalniczych w oparciu o kryteria mechaniki pękania. praca magisterska pod kier. k. wojsyka, częstochowa 2013. [10] pn-en 875: spawalnictwo -badania niszczące spawanych złączy metali -próba udarności -usytuowanie próbek, kierunek karbu i badanie. [11] pn-en iso 10045-1: metale. próba udarności sposobem charpy’ego. metoda badania. [12] pn-en iso 14556: stal. próba udarności charpy-v oprzyrządowanym młotem wahadłowym. metoda badania. podsumowanie przeprowadzone badania złączy spawanych wykazały: istnieje możliwość wyznaczania parametrów charakteryzujących odporność materiału na pękanie na podstawie badań udarności. zastosowanie uproszczonych kryteriów pękania kruchego i quasi-kruchego z wykorzystaniem wyznaczonych parametrów odporności na pękanie pozwala określić dopuszczalną wielkość wad materiałowych i niezgodności spawalniczych. uzyskane dane potwierdziły przydatność zastosowanej metodyki obliczania wielkości wad i niezgodności w zakresie pracy konstrukcji stalowych, tj. w temperaturach do t.= -75 ºc. 201408_pspaw.pdf 15przegląd spawalnictwa 8/2014 napoiny z nadstopu haynes® 625 na ścianach szczelnych ze stali 16mo3 padding welds of haynes® 625 superalloy  on the sheet pile walls made of 16mo3 steel grzegorz golański maciej lachowicz jacek słania joanna kępa piotr marszałek dr hab. inż. grzegorz golański – politechnika częstochowska, dr inż. maciej lachowicz – politechnika wrocławska, dr hab. inż. jacek słania, prof. pcz – politechnika częstochowska, mgr inż. joanna kępa – politechnika częstochowska, inż. piotr marszałek – sefako s.a. autor korespondencyjny/corresponding author: jacek_slania@poczta.onet.pl wstęp wymogi zachowania bezpieczeństwa energetycznego oraz zagadnienia ekonomiczne produkcji energii elektrycznej (obniżenia kosztów jej wytwarzania) wymagają zastosowania w energetyce paliw alternatywnych – biomasy, śmieci, odpadów itp. stosowanie nowych paliw podyktowane jest również ograniczeniem emisji co2 do atmosfery przy dążeniu do zachowania wysokiej sprawności bloków energetycznych. współspalanie paliwa z biomasy z odpadami, czy też śmieciami w kotłach przemysłowych skutkuje tworzeniem się w spalinach bardzo agresywnych chlorków, czy też fluorków, co prowadzi do bardzo intensywnej korozji wysokotemperaturowej [1, 2]. wysoka temperatura oraz chemicznie agresywne spaliny wymagają odpowiednich zabezpieczeń stykających się z nimi elementów kotłów. jednymi z najbardziej narażonych na działanie agresywnego środowiska korozyjnego są rury wymienników ciepła. jedną z metod zwiększenia trwałości elementów kotłów najbardziej narażonych na korozję jest napawanie powłok na bazie stopów (nadstopów) niklu. nadstopy niklu charakteryzują się bardzo wysokimi właściwościami streszczenie w pracy przedstawiono badania mikrostruktury i właściwości mechanicznych napawanej rury ze stali 16mo3 nadstopem na bazie niklu haynes® 625. napoina napawana była metodą mig (131). przeprowadzone badania makro– i mikroskopowe wykazały prawidłową budowę napoiny bez niezgodności spawalniczych. badana napoina charakteryzowała się budową dendrytyczną o kryształach pierwotnych narastających w kierunku odprowadzania ciepła. wykazano, że zawartość żelaza w strefie przypowierzchniowej nie przekracza 7%, a samo połączenie stal/nadstop wykazuje wyższe właściwości niż łączone materiały. słowa kluczowe: napawanie, napoina, badanie niszczące, stop niklu abstract examinations of a microstructure and mechanical properties of a nickel superalloy haynes® 625 padding weld made by mig (131) method on the surface of a steel pipe 16mo3 were taken. macro and microscopic examinations showed a proper structure of a padding weld without any welding discrepancies. examined padding weld was characterised by a dendrite structure with the primary crystals growing up to the heat abstraction. it was proved that the content of iron in the surface area does not exceed 7%, and a combination of steel/superalloy shows the highest properties in comparison to joined components. keywords: surfacing by welding, surfacing weld, destructive testing nickel alloy 16 przegląd spawalnictwa 8/2014 użytkowymi w ekstremalnie trudnych warunkach eksploatacyjnych, do których możemy zaliczyć m.in.: możliwość pracy w sposób ciągły w temperaturze do 1250 °c, przy zmiennych i dynamicznych obciążeniach oraz w bardzo agresywnym środowisku korozyjnym gazów, związków siarki, azotu i węgla [2, 3]. technologia napawania elementów kotła nadstopami niklu na skalę przemysłową jest stosunkowo nowa, co wymaga kompleksowych badań mających na celu zapoznanie się z wpływem powyższego procesu na uzyskanie wysokiej jakości napoin spełniających wymagania odbiorców. w pracy przedstawiono ocenę mikrostruktury i właściwości mechanicznych napoiny – nadstopu niklu haynes® 625 napawanego na stal 16mo3 (16m). materiał i metodyka badań badania przeprowadzono na odcinku rury ze stali 16mo3 (16m) napawanej stopem haynes® 625 metodą mig (131). wymagany skład chemiczny oraz właściwości mechaniczne napawanego nadstopu niklu przedstawiono odpowiednio w tablicach i i ii. badania mikroskopowe wykonano na konwencjonalnie przygotowanych zgładach metalograficznych. zgłady trawiono dwustopniowo: materiał podłoża stal – nitalem (mi19fe), napoina – trawienie elektrolityczne w odczynniku ml3. parametry prądowo-napięciowe elektrolitycznego trawienia napoiny przedstawiono m.in. w pracach [4, 5]. obserwację i rejestrację obrazów mikrostruktur prowadzono za pomocą mikroskopu świetlnego axiovert 25 (lm) oraz skaningowego mikroskopu elektronowego joel jsm 5800lv (sem). pomiar mikrotwardości metodą vickersa wykonano za pomocą mikrotwardościomierza future-tech fm-7, stosując obciążenie wgłębnika 100 g (0,91 n). co fe cr mo nb + ta mn si al ti c max 1 max 5 20÷23 8÷10 3,15÷3,75 max 0,50 max 0,50 max 0,40 max 0,40 max 0,10 temperatura, oc uts, mpa ys, mpa el., % pokojowa 905 490 48.5 650 760 370 55.6 tablica i. wymagany skład chemiczny nadstopu haynes® 625, % mass. (ni ) table i. a required chemical composition of haynes nicro625 superalloy, % mass. (ni balance) tablica ii. minimalne wymagane właściwości mechaniczne nadstopu haynes nicro625* w temperaturze pokojowej i 650 °c * – stop po przeróbce plastycznej na zimno i wyżarzaniu w temperaturze 1050 °c table ii. minimal required mechanical properties of haynes nicro625* superalloy in the room temperature and in 650 °c * – superalloy after cold working and annealing in 1050 °c do analizy zawartości żelaza na powierzchni napoiny wykorzystano skaningowy mikroskop elektronowy joel jsm 6610lv współpracujący ze spektrometrem rentgenowskim eds oxford instruments x – max. do badania przyczepności warstwy napawanej użyto urządzenia revetest xpress plus (scratch test), stosując diamentowy wgłębnik rockwella. test ten wykonano przy zastosowaniu następujących parametrów: zadane obciążenie 20, 35 i 50 n; długość zarysowania 3 mm; prędkość zarysowania 1 mm/min. badania makroskopowe badania makroskopowe napoiny nie wykazały niezgodności w linii wtopienia, nie obserwowano również przyklejeń, pęcherzy ani innych nieciągłości. brak niezgodności spawalniczych na powierzchni wskazuje na zachowanie czystości powierzchni napawanej rury. makrostrukturę badanej napoiny przedstawiono na rysunku 1. określona grubość napoiny (napawanej na powierzchnię rury powłoki) nie przekraczała 3 mm. jest to wartość nieznacznie wyższa od uznawanej za optymalną 2,5 mm [6], co związane jest z ceną stopów niklu, a z drugiej strony z różnicą w przewodności cieplnej stopów niklu i żelaza. napoina napawana była jednowarstwowo. rys. 1. zgład makroskopowy badanego elementu fig. 1. metallographic specimen of an examined element 17przegląd spawalnictwa 8/2014 badania mikroskopowe materiał podłoża – stal 16mo3 charakteryzowała się typową dla tego gatunku stali mikrostrukturą ferrytyczno – perlityczną (rys. 2a). w strefie wpływu ciepła (swc) obserwowano zróżnicowaną mikrostrukturę: od martenzytycznej przez martenzytyczno – bainityczną do ferrytyczno – bainitycznej (rys. 2b). wąska swc w materiale podłoża wskazuje na zastosowanie wymuszonego wewnętrznego chłodzenia rury. napoina charakteryzowała się prawidłowym połączeniem z materiałem podłoża. obserwowano kryształy pierwotne o charakterystycznej budowie dendrytycznej, narastające do powierzchni rury zgodnie z kierunkiem odprowadzania ciepła (rys. 3). jednym z warunków dopuszczenia technologii napawania rur wymienników ciepła w spalarniach odpadów rys. 2. mikrostruktura stali 16mo3: a) materiał rodzimy, b) strefa wpływu ciepła fig. 2. a microstructure of 16mo3 steel: a) base material, b) heat-affected zone jest ocena zawartości żelaza w warstwie powierzchniowej napoiny [7]. zaleca się, aby w warstwie napoiny napawanej automatem zawartość żelaza nie przekraczała 7%, natomiast metodą spawania ręcznego 10%. wyższa zawartość żelaza może powodować tworzenie tlenków żelaza fe2o3, charakteryzujących się warstwową i nieciągłą budową, co sprzyja ich wykruszaniu w czasie eksploatacji [7, 8]. badania wykazały w badanej napoinie średnią zawartość żelaza na poziomie 3,7÷6,4%. przykładowe widmo promieniowania rentgenowskiego (x-ray) napoiny w warstwie przypowierzchniowej przedstawiono na rysunku 4. jednym z istotnych czynników wpływających na wymaganą zawartość żelaza w warstwie przypowierzchniowej jest energia liniowa łuku, która nie powinna przekraczać 3 kj/cm, jak również wewnętrzne wymuszone chłodzenia zapewniające właściwy odbiór ciepła [9, 10]. rys. 3. mikrostruktura napawanej warstwy w linii wtopienia: a) lm; b) sem fig. 3. a microstructure of a pad welded layer in the line of a fusion: a) lm; b) sem rys. 4. widmo promieniowania rentgenowskiego (x-ray) napoiny w warstwie przypowierzchniowej (a); obszar wykonania analizy (b) fig. 4. x-ray spectrum of a padding weld in a surface layer (a); an area of making an analysis (b) 18 przegląd spawalnictwa 8/2014 pomiar mikrotwardości rozkład mikrotwardości na przekroju napawanej rury przedstawiono na rysunku 5. można zaobserwować, że stal – materiał podłoża charakteryzuje się twardością na poziomie ok. 210÷220 hv0,1; obecność w swc martenzytu powodowała wzrost twardości do wartości ok. 360 hv0,1; mikrotwardość napoiny wynosiła ok. 260 hv0,1. rys. 5. rozkład mikrotwardości hv0,1 na przekroju napawanego elementu, gdzie: mr – materiał rodzimy, haz – strefa wpływu ciepła, nia – stop niklu fig. 5. an arrangement of microhardness hv0.1 on an element of a padding weld section, where mr stands for a base material, haz is a heat-affected zone, nia is a nickel alloy test zarysowania – scratch test przykładowy wykres uzyskany w teście zarysowania przedstawiono na rysunku 6. badania za pomocą scratch test pozwoliły na określenie współczynników tarcia, głębokości zarysowania oraz sił tarcia dla napoiny i materiału podłoża (stali), a także wykazały, że połączenie stal/nadstop niklu wykazuje wyższe właściwości niż właściwości łączonych materiałów. rys. 6. wyniki uzyskane w teście zarysowania dla zadanej siły 50 n fig. 6. the results obtained in the scratch test for a preset of 50 n force wnioski przeprowadzono badania mikrostruktury i właściwości mechanicznych napoiny z nadstopu niklu haynes® 625 naniesionej metodą mig na powierzchnię rury ze stali 16mo3. wykazano, że zastosowane parametry napawania zapewniają uzyskanie połączenia nadstop/stal bez niezgodności spawalniczych, o wymaganej zawartości żelaza (nieprzekraczającej 7%) na powierzchni napoiny, wąskiej swc oraz wysokich właściwościach określonych za pomocą testu zarysowania (scratch test). jedynym stwierdzonym zastrzeżeniem była grubość napoiny wyższa o ok. 20% od zalecanej, niemniej jednak istnieje możliwość wykonywania napoiny o wymaganej jakości na rurze wymiennika ciepła. literatura [1] uussitalo m. a., vuoristo p. m. j., mantyla t. a.: high temperature corrosion of coatings and boiler steels in reducing chlorine – containing atmosphere, surf. coat., technol., 161, 2002, 275-285. [2] adamiec j., kierzak a.: padding of the components of waste combustion boilers with the use nickel alloys, inżynieria materiałowa, 4, 2008, 380-385. [3] mikułowski b.: stopy żaroodporne i żarowytrzymałe – nadstopy, wyd. agh, kraków 1997. [4] haynes 625 alloy – high temperature alloys, haynes inter. publ., 2001. [5] lachowicz m.: microstructure analyses of the padding layers on superalloy inconel 713c, inzynieria materiałowa, 4, 2011, 525-528. [6] lachowicz m., dudziński w., podrez-radziszewska m.: tem observation of the heat affected zone in electron beam welded superalloy inconel 713c, mater. charact., 59, 2008, 560–566. [7] rozmus-górnikowska m., blicharski m., kusiński j., paćko m., kusiński l., marszycki m.: influence of boiler pipes cladding methods on their microstructure and properties, hutnik – wiadomości hutnicze, 4, 2012, 260-266. [8] lippold j. c., kimur s. d., dupont j. n.: welding metallurgy and weldability of nickel-base alloys, wiley publ. 2009. [9] adamiec p., adamiec j.: aspects of pad welding of waste incineration boiler elements with inconel 625 and 686 alloys, przegląd spawalnictwa, 5-6, 2006, 11-14. [10] adamiec j.: surfacing by welding elements of furnace for waste material burning using nickel alloys, in materials and technology for construction of supercritical boilers and waste plants, ed. a. hernas, sitph publ., katowice, 2009, 294-315. 201302_pspaw_hy92.pdf 6 przegląd spawalnictwa 2/2013 michał kawiak spawanie tłoczyska siłowników hydraulicznych welding piston rod of hydraulic cylinders dr inż. michał kawiak – zachodniopomorski uniwersytet technologiczny w szczecinie. streszczenie w artykule podjęto problem spawania tłoczysk siłowników hydraulicznych pracujących pod obciążeniami statycznymi, zmęczeniowymi i udarowymi. omówiono badania niszczące wykonane na różnoimiennych złączach próbnych. badania przewidziane w procedurze uznawania technologii spawania wykonano na czterech złączach próbnych, różniących się rodzajem użytego drutu oraz zastosowaniem bądź nie grzania wstępnego podczas spawania. zauważono, że z powodu warunków eksploatacyjnych tłoczyska wymagają bardziej wszechstronnych badań od tych, które zalecają obowiązujące normy i przepisy towarzystw klasyfikacyjnych. na przykład badań dostarczających szerszej informacji o wytrzymałości zmęczeniowej tłoczysk. wykonano obliczenia numeryczne rozkładu naprężeń w złączu próbnym oraz wstępne badania zmęczeniowe próbek pobranych z tych złączy. abstract the article discusses the problem of welding piston rod hydraulic cylinders working under static loads, fatigue and impact. discusses destructive testing performed on dissimilar joints. the tests provided the recognition procedure of welding joints was performed in four joints, which differ in the type of wire used and the use or not preheating during welding. it was noted that due to the piston operating conditions require a more comprehensive study of the stars, that the applicable standards and regulations of classification societies. for example, studies that provide greater information on the fatigue strength piston rods. performed numerical calculations of stress distribution in the joint trial and preliminary fatigue tests of samples taken of these joints. wstęp w celu jednoczesnego spełnienia wymagań technicznych i ekonomicznych ucha tłoczysk i tłoczyska siłowników hydraulicznych wykonuje się z różnych materiałów. o wyborze materiału na ucha decyduje przede wszystkim jego wytrzymałość doraźna i zmęczeniowa, a materiały na tłoczyska muszą dodatkowo mieć wysoką odporność na ścieranie lub umożliwiać pokrycie ich powłokami przeciwścieralnymi o małej chropowatości. wymagana wysoka wytrzymałość doraźna i zmęczeniowa elementów siłowników hydraulicznych podyktowana jest ich warunkami pracy. siłowniki pracują pod obciążeniami statycznymi, zmęczeniowymi i udarowymi, nierzadko w środowisku o dużym zapyleniu, w temperaturze dodatniej oraz ujemnej. ucha z tłoczyskami łączy się najczęściej za pomocą gwintów [1]. zaletą rozłącznego połączenia gwintowego jest możliwość wymiany ucha o określonej postaci na inne, co zwiększa zakres zastosowań danego typu siłownika. połączenia gwintowe mają również wady – poszczególne zwoje gwintów nie są równomiernie obciążone. na początkowych zwojach występuje znaczne spiętrzenie naprężeń zwiększające prawdopodobieństwo powstania złomu zmęczeniowego [2]. dodatkowo połączenia gwintowe charakteryzują się podatnością do samoodkręcania pod wpływem zmiennych obciążeń. w ofertach niektórych firm wytwarzających siłowniki hydrauliczne można znaleźć obok tłoczysk z połączeniami gwintowymi również tłoczyska spawane [3, 4]. materiały zastosowane na tłoczyska spawane powinny mieć wszystkie pożądane cechy materiałów stosowanych na tłoczyska z połączeniami gwintowymi oraz dodatkowo charakteryzować się dobrą spawalnością. uniwersalność siłowników hydraulicznych, w których zastosowano tłoczyska spawane, jest mniejsza niż siłowników z tłoczyskami z połączeniami gwintowymi. nierozłączne połączenie spawane tłoczyska wyklucza możliwość zamiany ucha na inne. zaletą tłoczysk spawanych jest niższy koszt ich produkcji w porównaniu do kosztu produkcji tłoczysk z gwintem. 7przegląd spawalnictwa 2/2013 firmy, planując rozpoczęcie produkcji tłoczysk spawanych lub rozszerzenie asortymentu produkowanych tłoczysk, przeprowadzają procedurę uznania technologii ich spawania. w praktyce jest często tak, że przed rozpoczęciem wspomnianej procedury wykonywane są badania rozpoznawcze, mające na celu wcześniejsze wykrycie możliwych wad badanych złączy i wprowadzenie niezbędnych korekt we wstępnej instrukcji technologicznej spawania. w ten sposób zwiększa się prawdopodobieństwo, że podczas procedury uznaniowej badania będą się kończyć pozytywnie. taki właśnie cel miały badania omówione w niniejszym artykule. złącza próbne tłoczysk, omówione poniżej, różnią się kształtem od złączy opisanych w normie pn-en iso 15614-1 [5]. są to złącza nietypowe, podobne tylko w małym stopniu do złączy próbnych z rur ze spoiną czołową. na próbnych złączach tłoczysk, spawanych drutem zasadowym lub rutylowym z grzaniem lub bez grzania wstępnego, wykonano standardowe badania niszczące przewidziane w procedurze uznawania technologii spawania i dodatkowo wstępne badania zmęczeniowe oraz obliczenia rozkładu naprężeń w złączu. złącze próbne tłoczyska na rysunku 1 pokazano przedmiotowe tłoczysko spawane. podano na nim zgodnie z rysunkiem wykonawczym: główne wymiary tłoczyska, materiały z których wykonano tłoczysko, oraz sposób połączenia jego części. na podstawie wstępnej instrukcji technologicznej spawania wykonano cztery złącza próbne pokazane na rysunku 2. spawano je metodą 136, z prętów o średnicy 70 mm, ze stali s355j2g3 (ucho tłoczyska) i 20mnv6 (część tłoczyska, do której mocowany jest tłok). składy chemiczne i właściwości mechaniczne materiałów podstawowych oraz dodatkowych podano w tablicy i. złącza spawano drutem hyundai 70ml, używając gazu osłonowego m21. dwa złącza próbne pospawano drutem zasadowym o średnicy 1 mm, a kolejne dwa drutem rutylowym o średnicy 1,2 mm. w przypadku jednego złącza spawanego drutem zasadowym i jednego spawanego drutem rutylowym zastosowano grzanie wstępne. pozostałe dwa złącza pospawano bez grzania wstępnego. w celu zapewnienia rozkładu ciepła zbliżonego do tego, jaki występuje w rzeczywistych tłoczyskach podczas ich spawania, złącza próbne wykonano z prętów o odpowiednio dużej długości (300 mm). pozostałe wymiary elementów złączy próbnych podano na rysunku 3. są one zgodne z rysunkiem wykonawczym tłoczyska. rys. 1. tłoczysko spawane fig. 1. welded piston rod rys. 2. złącza próbne tłoczyska fig. 2. test joints of piston rod rys. 3. elementy złącza próbnego przygotowane do spawania fig. 3. elements of the test joint prepared for welding tablica i. skład chemiczny oraz właściwości mechaniczne podstawowych i dodatkowych materiałów złączy próbnych table i. chemical composition and mechanical properties of primary and secondary materials test joint p ar am et ry m at er ia łó w materiał podstawowy materiał dodatkowy gaz osłonowy stal s355j2g3 stal 20mnv6 e70c-6m m21 pn-en 439 s kł ad ch em ic zn y c – 0,18; mn – 1,41; si – 0,38; p – 0,02; s – 0,01; cu, cr, ni; mo < 0,05 c – 0,16-0,22; mn – 1,3-1,6; si – 0,1-0,35; p – 0,3; s – 0,02-0,04; v – 0,08-0,15 c – 0,06; mn – 1,46; si – 0,66; s – 0,15; p – 0,15 18 co2 + 82 ar w ła śc iw oś ci m ec ha ni cz ne reh = 335 mpa rm = 470 mpa a = 32% reh = 420 mpa rm = 550 mpa a = 18% reh = 470 mpa rm = 550 mpa a = 28% 8 przegląd spawalnictwa 2/2013 badania złączy próbnych i ich wyniki ze złączy próbnych pobrano próbki do badań niszczących z miejsc określonych na rysunku 4. z każdego złącza pobrano próbki do prób rozciągania, łamania i twardości oraz badań makroskopowych. maksymalna siła rozciągająca (1000 kn) będącej do dyspozycji maszyny wytrzymałościowej okazała się za mała do rozerwania całego złącza próbnego. z tego powodu zdecydowano się na próbki do rozciągania o przekroju w postaci wycinka koła. wyniki próby rozciągania podano w tablicy ii, a przykładowe próbki po próbie rozciągania pokazano na rysunku 5. złomy wszystkich próbek powstały w obrębie spoiny. pomimo to wyniki prób należy uznać za dodatnie, ponieważ pola przekrojów próbek w miejscu spoin były mniejsze niż pól przekrojów poprowadzonych przez materiały podstawowe, jak również z tego powodu, że wyznaczone wytrzymałości na rozciąganie próbek w każdym przypadku są większe od wytrzymałości słabszego materiału podstawowego (tabl. i i ii). żeby to potwierdzić, pobrano dodatkowo ze złączy próbnych próbki o przekrojach kołowych, których pola przekrojów w obrębie spoiny i materiałów podstawowych były równe. w przypadku każdej rozciąganej próbki złom powstał poza spoiną, w stali s355j2g3. rys. 4. rozmieszczenie próbek do badań spoiny czołowej w złączu prętów fig. 4. location of test samples in a butt weld joint with rods rys. 5. próbki po próbie rozciągania pobrane ze złącza 1 fig. 5. sample after tensile test taken from joint 1 na próbkach do próby łamania nacinane są karby ułatwiające ich złamanie [6]. w przypadku próbek pobranych z próbnych złączy tłoczysk z karbem konstrukcyjnym takiej potrzeby nie było. każda próbka złamała się w obrębie spoiny. o łatwości łamania tych próbek świadczą wartości kątów, przy których próbki złamały się (tabl. iii). na powierzchniach złomów nie stwierdzono niezgodności spawalniczych. podobnie jak próby rozciągania i łamania, również próba twardości dała wynik dodatni. twardość złączy próbnych nie przekroczyła wartości 300 hv10 (rys. 6). zdjęcia makroskopowe wykonano dla czterech złączy próbnych. tylko w przypadku jednego z nich, złącza nr 1 spawanego drutem zasadowym bez grzania wstępnego, nie stwierdzono niezgodności spawalniczych (rys. 7). na pozostałych zgładach złączy stwierdzono lokalne niezgodności od strony grani. przykładowe zdjęcie makroskopowe z taką niezgodnością spawalniczą pokazano na rysunku 8. negatywny wynik badań makroskopowych przyczynił się do wykonania kolejnych złączy próbnych, po wprowadzeniu zmian w procesie spawania. na zdjęciach makrostruktur próbek pobranych z nowo wykonanych złączy próbnych tłoczysk nie stwierdzono niezgodności spawalniczych. tablica ii. wyniki próby rozciągania table ii. the results of the tensile test n r zł ąc za p ró bk a drut/ grzanie wstępne pole przekroju próbki so, mm 2 siła fm kn wytrzymałość na rozciąganie rm mpa miejsce złomu 1 1/1 zasadowy/ nie 497,2 275 553 spoina 1/2 526,2 300 570 spoina 2 2/1 zasadowy/ tak 535,0 309 578 spoina 2/2 503,0 285 567 spoina 3 3/1 rutylowy/ nie 517,5 288 557 spoina 3/2 485,5 280 577 spoina 4 4/1 rutylowy/ tak 475,4 276 581 spoina 4/2 475,4 280 589 spoina tablica iii. wyniki próby łamania table iii. the results of the breaking test nr złącza próbka kąt złamania, o miejsce złomu 1 1/1 72 spoina 1/2 105 spoina 2 2/1 60 spoina 2/2 110 spoina 3 3/1 83 spoina 3/2 102 spoina 4 4/1 65 spoina 4/2 58 spoina 9przegląd spawalnictwa 2/2013 rys. 6. maksymalne wartości twardości próbnych złączy tłoczysk spawanych fig. 6. the maximum value of hardness test piston rod welded joints rys. 7. zdjęcie makroskopowe złącza nr 1 spawanego drutem zasadowym bez grzania wstępnego fig. 7. photo macroscopic joint no. 1 welded of alkaline wire without preheating przy grani spoiny tłoczyska (rys. 1), a także złączy próbnych (rys. 3), w wyniku dużej różnicy pól przekrojów złącza pojawia się karb, w którym występuje spiętrzenie naprężeń, określone współczynnikiem kształtu αk [7]. współczynnik kształtu badanych złączy próbnych obliczono na podstawie rozkładu naprężenia normalnego wyznaczonego metodą elementów skończonych (rys. 9). jego wartość obliczono jako iloraz naprężenia maksymalnego σm i naprężenia nominalnego σn w badanym przekroju: rys. 8. zdjęcie makroskopowe złącza nr 4 spawanego drutem rutylowym z grzaniem wstępnym fig. 8. photo macroscopic joints no. 4 welded of rutile wire with preheating wartości współczynnika kształtu αk dla zmian przekroju najczęściej spotykanych w budowie maszyn można wyznaczyć na podstawie wykresów zamieszczonych w [7]. zamieszczone tam wykresy, dotyczące wałów pełnych i wydrążonych, opracowano jedynie dla przypadków, w których αk ≤ 3,8. można przyjąć, że w praktyce nie powinno projektować się wałów, dla których współczynnik kształtu ma wartości αk > 3,8 oraz że przedmiotowe tłoczysko o większej wartości współczynnika kształtu αk = 5,9 będzie charakteryzować się niską wytrzymałością zmęczeniową. w złączach spawanych w wielu przypadkach początek rozwoju złomu zmęczeniowego następuje w spojeniu, gdzie powstały niepożądane zmiany struktury lub niezgodności spawalnicze. w celu sprawdzenia, czy w przypadku badanych złączy próbnych ich spojenie nie będzie miejscem początku złomu zmęczeniowego, pobrano z każdego złącza po jednej próbce (rys. 10). wykonano na nich próbę zginania obrotowego. w każdym przypadku obciążenia miały takie same wartości. złomy czterech próbek powstały nie w spoinie lub w jej pobliżu, ale w miejscu przejścia części chwytowej próbki, o średnicy 12 mm, w część środkową zawierającą spoinę o średnicy 10 mm, pomimo tego, że przejście z jednej średnicy w drugą było łagodne (promień zaokrąglenia r = 1 mm). rys. 9. rozkład naprężenia normalnego na przekroju spoiny złącza próbnego fig. 9. normal stress distribution on the cross-section of the weld joint test rys. 10. próbki do próby zmęczeniowej (1, 2 – przed próbą; 3, 4 – po próbie) fig. 10. samples for fatigue test (1, 2 – before test; 3, 4 – after test) 1 2 3 4 10 przegląd spawalnictwa 2/2013 podsumowanie na podstawie wykonanych badań niszczących stwierdzono, że złącza próbne tłoczysk spawanych drutem rutylowym lub zasadowym, przy zastosowaniu lub nie – grzania wstępnego – mają zbliżone właściwości. dla przykładu średnia wytrzymałość na rozciąganie próbek pobranych ze złącza spawanego drutem rutylowym z grzaniem wstępnym jest większa tylko o 4,1% od odpowiedniej wytrzymałości próbek pobranych ze złącza spawanego drutem zasadowym bez grzania wstępnego. w takim przypadku o wyborze spawanego złącza tłoczyska do dalszych prac badawczych może zadecydować kryterium ekonomiczne. z przeprowadzonych badań można również wnioskować, że firma o odpowiednim poziomie technicznym literatura [1] www.orome.pl [2] pahl g., beitz w.: nauka konstruowania. wnt, warszawa, 1984. [3] www.skraw-met.pl [4] www.hp.szczecin.pl [5] pn-en iso 15614-1/2008: specyfikacja i kwalifikowanie technologii spawania metali – badanie technologii spawania – część 1: spawanie łukowe i gazowe stali oraz spawanie łukowe niklu i stopów niklu. może opracować i wdrożyć technologię spawania tłoczysk siłowników hydraulicznych, spełniającą wymagania stawiane w procedurze uznawania technologii spawania. ostatecznie wszystkie badania niszczące złączy próbnych dały wynik pozytywny. otrzymano spoiny o zadowalającej wytrzymałości. postawiono jednak pytanie, czy badane tłoczyska, o zadanej postaci, pracujące pod obciążeniami zmiennymi, będą się charakteryzować odpowiednią wytrzymałością zmęczeniową. wstępne badania zmęczeniowe tłoczysk spawanych dają odpowiedź negatywną i wskazują na konieczność dokonania zmian postaci tłoczysk, tak aby znacząco obniżyć wartość ich współczynnika kształtu αk. [6] pn-en 1320:1999: spawalnictwo – badania niszczące spawanych złączy metali – próba łamania. [7] niezgodziński m. e., niezgodziński t.: wzory, wykresy i tablice wytrzymałościowe. wnt, warszawa,1996. spotkania spawalników w 2013 6 warmińsko-mazurska biesiada spawalnicza olsztyn, 13.06.2013 ii dolnośląskie sympozjum spawalnicze wrocław, 18.06.2013 xii szczecińskie seminarium spawalnicze szczecin, 5.09.2013 xvii pomorskie spotkanie spawalników gdańsk, 17.10.2013 ii kieleckie spotkanie spawalników kielce, 12.09.2013 materiały konferencyjne zostaną opublikowane w numerze 6/2013 miesięcznika naukowo-technicznego przegląd spawalnictwa szczegółowe informacje dotyczące uczestnictwa w spotkaniach zostaną podane w następnych numerach. termin nadsyłania materiałów do 30 kwietnia 2013 r. 201306_pspaw_5i5a.pdf 11przegląd spawalnictwa 6/2013 andrzej ambroziak piotr białucki wiesław derlukiewicz artur lange leszek łatka badania połączeń elektrotechnicznych lutowanych na miękko study of soldered electrotechnical joints prof. dr hab. inż. andrzej ambroziak, dr inż. piotr białucki, dr inż. wiesław derlukiewicz, dr inż. artur lange, dr inż. leszek łatka – politechnika wrocławska. streszczenie przedmiotem badań były złącza elektrotechniczne przewodów miedzianych do miedzianej ścieżki płytki obwodu drukowanego lutowanych lutem miękkim bezołowiowym na osnowie cyny. zakres badań obejmował określenie wytrzymałości złączy lutowanych na ścinanie przy siłach rozciągających złącze oraz wykonanie badań makro i mikroskopowych. abstract the electrotechnical soldered joints of copper wires to copper track printed circuit board were the object of investigations. the scope of research included determining the shear strength of soldered joints and macroand microscopic investigations. badania złączy zgodnie z unijną dyrektywą rohs producenci elektroniki i urządzeń elektrotechnicznych zobowiązani są do stosowania lutów niezawierających substancji niebezpiecznych, w tym ołowiu pb [1]. warunki te spełniają dwuskładnikowe stopy sn-cu, sn-ag oraz trójskładnikowe sn-ag-cu zwane powszechnie lutami sac. bezołowiowe, ekologiczne luty, które spełniają dyrektywę rohs, zapewniają równie dobre połączenia między lutowanymi elementami jak luty sn-pb, jednak mają wyższą o ok. 50oc temperaturę topnienia. stopy bezołowiowe uważa się za luty o gorszej zwilżalności niż luty sn-pb, lecz złącza nimi lutowane osiągają wyższe właściwości wytrzymałościowe [2]. złącza do badań wykonano przy użyciu lutu s-sn96,5ag3cu0,5 (sac 305) o temperaturze topnienia 217÷219oc, w postaci drutu rdzeniowego o średnicy 0,7 mm z topnikiem 1.1.3 b o zawartości 3% [3]. zawartość pierwiastków stopowych w lucie sac 305 przedstawiono w tablicy i, a wygląd badanych złączy na rysunku 1. tablica i. skład chemiczny lutu s-sn96,5ag3cu0,5 wg pn-en iso 9453:2006 [4], % wag. table i. the chemical composition of the s-sn965ag3cu0,5 solder, acc. to pn-en iso 9453:2006 [4], % mas. sn ag cu pb cd sb bi fe zn al as inne re sz ta 3, 0 0, 5 0, 05 0, 00 2 0, 10 0, 10 0, 02 0, 00 1 0, 00 1 0, 03 0, 08 rys. 1. złącza lutowane przeznaczone do badań wytrzymałościowych i metalograficznych fig. 1. soldered joints intended for strength tests and metallographic investigations 12 przegląd spawalnictwa 6/2013 badania wytrzymałości na ścinanie połączeń lutowanych połączenia drucików elektrycznego przewodu miedzianego tworzą ze ścieżką miedzianą na płytce drukowanej złącze zakładkowe. ten rodzaj złącza projektuje się do przenoszenia naprężeń ścinających. wytrzymałość na ścinanie złączy lutowanych na miękko określano na podstawie próby rozciągania. płytka drukowana złącza lutowanego jest bardzo cienka i ma małą powierzchnię, w związku z czym nie można jej bezpośrednio zamocować w szczękach maszyny wytrzymałościowej. w związku z tym próbki do badań wymagały odpowiedniego przygotowania. do obu stron płytki drukowanej i przylutowanego przewodu doklejano nakładki aluminiowe o grubości 1 mm, powiększając powierzchnię mocowania próbki w szczękach maszyny wytrzymałościowej. próbę ścinania badanych złączy lutowanych przeprowadzono na uniwersalnej maszynie wytrzymałościowej tinius olsen h25kt zakresie do 200 n. dwa badane złącza po próbie rozciągania pokazano na rysunku 2. w wyniku przeprowadzonych prób stwierdzono, że wytrzymałość złączy jest większa niż wytrzymałość przewodu miedzianego. siła niszcząca przewody miedziane złączy mieściła się w przedziale 150÷160 n. badania metalograficzne badania na mikroskopie świetlnym badania metalograficzne złączy lutowanych wykonano na mikroskopie świetlnym olympus ck40m oraz na mikroskopie elektronowym tescan. na rysunkach 3 i 4 pokazano budowę złączy lutowanych na przekrojach poprzecznych, a na rysunkach 5 i 6 na przekroju wzdłużnym. obserwacje mikroskopowe złączy lutowanych na zgładach poprzecznych i wzdłużnych wykazały wysoką jakość połączenia miedzianych drucików przewodów ze sobą oraz ze ścieżką miedzianą o grubości 0,07 mm płytki drukowanej. przy powierzchniach granicznych między drucikami oraz drucikami i ścieżką miedzianą występują wyraźne, charakterystyczne rys. 2. próbki złączy lutowanych na miękko po badaniach wytrzymałości na ścinanie fig. 2. view of soldered joints after shear tests rys. 3. makrostruktura złącza lutowanego na przekroju poprzecznym. zgład nietrawiony. pow. 50x fig. 3. macrostructure of solder joint on the cross-section. unetched. magn. 50x rys. 4. mikrostruktura złącza lutowanego na przekroju poprzecznym. zgład nietrawiony. pow. 200x fig. 4. microstructure of solder joint on the cross-section. unetched. magn. 200x rys. 5. mikrostruktura złącza lutowanego na przekroju wzdłużnym. zgład nietrawiony. pow. 200x fig. 5. microstructure of solder joint on the longitudinal section. unetched. magn. 200x 13przegląd spawalnictwa 6/2013 strefy reakcyjne lutu z miedzią o szerokości kilku, a miejscami kilkunastu mikrometrów, świadczące o wystąpieniu procesów rozpuszczania miedzi w lucie, co jest bardzo ważne dla powstania prawidłowego złącza lutowanego. badania metalograficzne na mikroskopie elektronowym skaningowym do badań na elektronowym mikroskopie skaningowym wybrano zgład poprzeczny. budowę złącza w obszarze obserwowanym przy ścieżce miedzianej pokazano na rysunku 7. wykonano również analizę składu chemicznego wzdłuż linii obejmującej drucik miedziany, strefę reakcyjną oraz lutowinę (rys. 8), a także skład chemiczny punktowy (średnica plamki 2 µm) w strefie reakcyjnej (rys. 9). przedstawione na rysunkach 8 i 9 mikrofotografie z mikroskopu skaningowego potwierdzają prawidłową budowę złącza lutowanego zaobserwowanego wcześniej na mikroskopie świetlnym. punktowa analiza w strefie reakcyjnej wskazuje na obecność miedzi, cyny i srebra, co potwierdza wzajemne rozpuszczanie się składników złącza lutowanego i świadczy o jego prawidłowej budowie (rys. 9). z analizy edx na rysunku 8b widać, że strefa reakcyjna osiąga szerokość nawet 16 µm. rys. 6. mikrostruktura złącza lutowanego na przekroju wzdłużnym. zgład nietrawiony. pow. 500x fig. 6. microstructure of solder joint on the longitudinal section. unetched. magn. 500x rys. 7. mikrofotografia sem złącza lutowanego na miękko. zgład nietrawiony. pow. 1020x fig. 7. sem micrograph of soldered joint. unetched. magn. 1020x rys. 8. mikroanaliza rozkładu pierwiastków wzdłuż linii w pobliżu strefy reakcyjnej: a) sem obszaru badanego złącza, b) i c) analiza edx rozkładu pierwiastków fig. 8. microanalysis of the distribution of elements along the line near the reaction zone: a) sem study area of joint, b) and c) edx analysis of the distribution of elements a) b) c) 14 przegląd spawalnictwa 6/2013 rys. 9. punktowa mikroanaliza zawartości pierwiastków w strefie reakcyjnej: a) sem obszaru badanego złącza, b) analiza edx rozkładu pierwiastków fig. 9. spot microanalysis of elements in the reaction zone: a) sem study area of joint, b) edx analysis of the distribution of elements wnioski wyniki próby rozciągania złączy wykazały, że ich wytrzymałość na ścinanie jest większa niż wytrzymałość drucików miedzianych przewodów złącza. siły niszczące przewody złącza mieściły się w przedziale 150÷160 n. badania metalograficzne makroi mikroskopowe wykonane na mikroskopie optycznym wykazały wysoką jakość złączy lutowanych. pomiędzy lutowiną a powierzchnią elementów złączy widoczne są literatura [1] http://www.rohs-weee.pl/rohs.php. 2013-05-07. [2] http://www-old.wemif.pwr.wroc.pl/dydaktyka/etd8022/montaz w elektronice_cz.12_lutowanie bezolowiowe.pdf. 2013-05-07. wyraźnie strefy reakcyjne o szerokości wynoszącej od kilku do kilkunastu mikrometrów. mikrofotografie sem z mikroskopu elektronowego potwierdziły wyniki badań z mikroskopu świetlnego. analiza edx wykazała obecność w strefie reakcyjnej składników lutu oraz powiększoną zawartość miedzi pochodzącej z drucików przewodu lub ze ścieżki płytki drukowanej. [3] pn-en iso 9454-2:2004 topniki do lutowania miękkiego – klasyfikacja i wymagania – część 2: wymagania użytkowe. [4] pn-en iso 9453:2006 luty miękkie -skład chemiczny i postać. a) b) spotkania spawalników w 2013 r. 6 warmińsko-mazurska biesiada spawalnicza olsztyn, 13.06.2013 kontakt: wiesława bączyk, tel.: 89 535 10 00, e-mail: olsztyn@rywal.com.pl ii dolnośląskie sympozjum spawalnicze wrocław, 19.06.2013 kontakt: artur lange, tel.: 71 320 21 45, artur.lange@pwr.wroc.pl xii szczecińskie seminarium spawalnicze szczecin, 5.09.2013 kontakt: katarzyna rudzka, tel.: 91 462 42 75, katarzyna.rudzka@pl.linde-gas.com ii kieleckie spotkanie spawalników kielce, 12.09.2013 kontakt: ewelina janus, tel.: 41 368 74 80, ewelina.janus@pl.linde-gas.com xvii pomorskie spotkanie spawalników gdańsk, 17.10.2013 kontakt: iwona janson, tel.: 58 511 28 00, iwona.janson@pl.linde-gas.com 201108_pspaw.pdf 19przegląd spawalnictwa 8/2011 andrzej nieroba krokodyl 814 w produkcji wież wiatrowych crocodile 814 in the wind towers manufacturing mgr inż. andrzej nieroba – cloos polska. streszczenie w artykule przedstawiono unikatową technologię oraz urządzenia do montażu i spawania słupów wież wiatrowych. na przykładzie kompleksowej zautomatyzowanej linii produkcyjnej, w której centrum znajduje się urządzenie krokodyl 814, omówiono szczegółowo budowę i sposób działania tej aplikacji oraz liczne zalety i korzyści płynące z jej stosowania. abstract in following text author presents unique technology and equipment for mounting and welding wind towers. based on example of complex automated production line, where machine called crocodile 814 plays a major role, author describes in details construction and functionality of this application, showing advantages of this techno logy. wstęp początek xxi w. zaowocował m.in. łatwo dostrzegalną zmianą naszego krajobrazu, gdzie coraz częściej widać piękne, wyniosłe i monumentalne elektrownie wiatrowe, ulokowane zarówno na lądzie, jak i na morzu. ten widok pozostanie pewnie już na stałe, ponieważ we współczesnym świecie jest potrzebna zmiana sposobu wytwarzania energii elektrycznej z paliw kopalnych na energię ze źródeł odnawialnych. w większości obecnie budowanych elektrowni wiatrowych jako konstrukcję do zamocowania generatora i łopat wykorzystuje się stalową rurę o stożkowym kształcie, ze średnicą rosnącą ku podstawie, zwaną powszechnie wieżą wiatrową. takie rozwiązanie konstrukcyjne gwarantuje dużą wytrzymałość, oszczędność materiału oraz możliwość automatyzacji procesu prefabrykacji segmentów rur w fabryce. temu ostatniemu zagadnieniu poświęcone jest niniejsze opracowanie. słupy wież wiatrowych proces wytwarzania wież wiatrowych składa się z następujących operacji: formatowanie blach i przygotowanie ich krawędzi do spawania, zwijanie blach w kręgi zwane cargami, spawanie wzdłużne blach, składanie ze sobą kolejnych zwijek, ich montaż oraz spawanie obwodowe, wykonanie kołnierzy i wspawanie ich do skrajnych carg sekcji wieży, czyszczenie, malowanie i zabezpieczenie antykorozyjne. chociaż każdy z tych etapów jest istotny dla całego przedsięwzięcia i wymaga należytego wykonania, to najistotniejsza jest operacja składania i montażu carg ze sobą, gdyż od właściwego wykonania tego zadania zależy zachowanie osiowości i poprawności kształtu nie tylko poszczególnych sekcji, ale i całej wieży. bez odpowiednich narzędzi, oprzyrządowania czy systemu montażu składanie ze sobą carg jest zadaniem niesłychanie uciążliwym i wymagającym zaangażowania dużej liczby pracowników. warto podkreślić, że mamy do czynienia z cargami o średnicach nawet do 6 m, wykonanych z blachy o grubości dochodzącej do 100 mm. masa pojedynczej zwijki wynosi ok. kilkanaście ton. manewrowanie takim elementem jest bardzo trudne, a dwie sąsiednie cargi trzeba ze sobą zestawić ich powierzchniami czołowymi z dużą dokładnością. w tym etapie produkcji słupów wież wiatrowych bardzo pomocne, czy wręcz niezastąpione jest urządzenie o handlowej nazwie krokodyl 814. krokodyl jest opatentowanym urządzeniem niemieckiej firmy deuma. jest on znany na rynku od blisko 50 lat. pierwsze wdrożenia krokodyla miały miejsce głównie w produkcji korpusów łodzi podwodnych (okres wyścigu zbrojeń), a kolejne lata to czas ciągłej modernizacji. obecny kierunek rozwoju urządzenia 20 przegląd spawalnictwa 8/2011 krokodyl 814 oraz liczne jego wdrożenia są efektem systematycznego rozwoju energetyki wiatrowej, a co za tym idzie – poszukiwanie przez producentów wież wiatrowych wydajnych systemów produkcyjnych. niewątpliwie jednym z nich jest linia montażowa spawalnicza krokodyl 814 postrzegana jako najlepsze rozwiązanie dla tego rodzaju produkcji. budowa krokodyla w ogólnym zarysie, jak przedstawiono na rysunku 1, krokodyl zbudowany jest z połączonych ze sobą dwóch strzemion, wskutek czego budową przypomina spłaszczoną literę c. taki kształt krokodyla jest konieczny, aby po wprowadzeniu go między rolki obrotnika, na którym leży zwijka, mógł objąć na całej szerokości między swoje strzemiona. na końcu górnego i dolnego strzemienia, od otwartej strony urządzenia, rozmieszczone są elementy systemu centrowania. całość jest posadowiona na wózku umożliwiającym przemieszczanie się krokodyla po szynach ze znaczną prędkością i dużą siłą. strzemiona z wózkiem są połączone w sposób ruchomy, w płaszczyźnie pionowej, poprzez przegub i parę siłowników hydraulicznych umieszczonych od czoła urządzenia. na górnym strzemieniu jest zabudowana głowica spawalnicza oraz pulpit operatorski. w tylnej części znajdują się silniki, pompy układu hydraulicznego, zasilacze spawalnicze, zasobniki topnika, szpule drutu itp. wzdłuż górnego strzemienia jest ulokowany podest dla operatora. wspomniany obrotnik jest integralną częścią urządzenia, ma prześwit między rolkami o wielkości dopasowanej do dolnego strzemienia krokodyla. obrotnik dysponuje dwoma niezależnymi napędami rolkowymi potrzebnymi do swobodnego obracania jedną i drugą cargą w dowolną stronę. obrotnik ten jest również wyposażony w ruchome rolki i podpory, dzięki którym jest możliwe przemieszczanie cargi w różnych kierunkach. całość kinematycznego układu krokodyla wraz z obrotnikiem gwarantuje bardzo szybkie i pewne wzajemne ułożenie montowanych carg, tak aby była zachowana ich osiowość i dokładność styku ich krawędzi na całym obwodzie. główne podzespoły systemu mocowania i centrowania carg, przedstawione na rysunku 2: 1 i 2 – dolne i górne strzemiona krokodyla; 3 – platforma serwisowa; 4 – pryzma podporowa; 5 – siłownik hydrauliczny; 6 – wózek; 7, 8 i 9 – elementy dociskowe; 10 – docisk osiowy; 11 – ruchoma podpora. opis działania najistotniejszą cechą charakterystyczną krokodyla jest system montażu carg schematycznie przedstawiony na rysunku 3. przebieg procesu składania i montażu carg wygląda następująco. pierwszą czynnością po założeniu carg na rolki obrotnika (przy wycofanym krokodylu) i uprzednim dostosowaniu rozstawu rolek do średnicy zwijki, jest wyszukanie takiego wzajemnego położenia carg, aby ich spoiny wzdłużne się mijały, a ewentualne odchyłki wymiaru średnic były rys. 1. urządzenie krokodyl 814 fig. 1. krokodyl 814 installation rys. 2. elementy systemu centrowania fig. 2. elements of the alignment system rys. 3. schemat budowy sekcji wieży wiatrowej fig. 3. scheme of the wind tower sections 21przegląd spawalnictwa 8/2011 rozłożone równomiernie na całym obwodzie. w tej pozycji zachowywany jest kilkucentymetrowy odstęp między cargami. następnie krokodyl przejeżdża po torowisku w kierunku wykonywanego styku i nasuwa się na ostatnią zwijkę, obejmując całą jej szerokość w przestrzeń między strzemionami. w kolejnym kroku krokodyl zaciska pierwszą parę siłowników hydraulicznych na przedostatniej zwijce, dzięki czemu zostaje ona (lub większy fragment sekcji) unieruchomiona. dalej krokodyl wraz z ruchomą częścią obrotnika dosuwa ostatnią cargę do poprzedniej, dociskając ją z dużą siłą. następnie zostaje zamknięta druga para siłowników systemu centrowania, przy jednoczesnym uniesieniu końca ostatniej cargi w celu zapobieżenia powstawaniu szczeliny w górnej części styku obwodowego. w razie potrzeby w tej części operacji można manewrować ostatnią cargą w różnych kierunkach, tak aby zapewnić dokładny styk łączonych krawędzi carg, a tym samym osiowość całej sekcji wieży wiatrowej. następnie wykonywana jest pierwsza spoina sczepna w dolnej części pomiędzy pierwszą a drugą parą siłowników. po otwarciu zacisków i obrocie całości o 180o jest wykonywana kolejna spoina sczepna i w analogiczny sposób pozostałe. tak przygotowany styk jest gotowy do pospawania od wewnętrznej strony głowicą umieszczoną na końcu górnego strzemienia krokodyla. spawanie odbywa się w pozycji podolnej przy nieruchomej głowicy spawalniczej, a ruch roboczy jest realizowany przez obrotnik rolkowy. ostatnią czynnością jest przepchnięcie całości sekcji do przodu o szerokość jednej zwijki. operacji tej dokonuje krokodyl w ten sposób, że wycofuje się do początku sekcji, zaciska parę siłowników na krawędzi ostatniej cargi, podnosi sekcję lekko do góry i w ruchu powrotnym przesuwa całość do przodu, robiąc tym samym miejsce do położenia kolejnej zwijki. ważną rolę odgrywają tu obrotniki pomocnicze, które przed rozpoczęciem procesu są umieszczone jeden za drugim w pobliżu obrotnika głównego, a by w miarę jak sekcja rośnie o kolejne cargi, podpierać jej koniec oraz część środkową. podczas całego procesu montażu i spawania sekcji suwnica jest potrzebna tylko do załadunku zwijek na obrotnik główny krokodyla. do wykonywania drzwi serwisowych w dolnej części największej sekcji wieży wiatrowej lub włazów w korpusach łodzi podwodnych można skorzystać z gotowej, zrobotyzowanej aplikacji firmy cloos. robot qirox, pracując naprzemiennie palnikiem plazmowym i mag, umożliwi precyzyjne wycięcie odpowiedniego otworu oraz wspawanie w to miejsce ościeży drzwi lub włazu. powyższy opis ujmuje schematycznie sposób działania krokodyla. w rzeczywistości poszczególne operacje są bardziej skomplikowane, gdyż współdziałają ze sobą w odpowiednich sekwencjach elementy układu kinematycznego krokodyla i jego obrotników. w tym opracowaniu nie sposób opisać wszystkich najmniejszych kroków i czynności, tym bardziej że niektóre z nich stanowią tajemnicę producenta. krokodyl – główny element linii głównym obszarem zastosowań urządzenia krokodyl 814, jak wynika z jego budowy, jest produkcja wielkogabarytowych elementów o przekroju kołowym, budowanych z carg, czyli tam gdzie jest konieczność wykonywania spoin obwodowych. kształt elementu może być cylindryczny lub stożkowy, jak w przypadku wież wiatrowych. urządzenie to umożliwia również montaż i spawanie kołnierzy oraz wewnętrznych usztywnień np. przy produkcji korpusów łodzi podwodnych. poza szerokością cargi, która praktycznie wynika z hutniczych formatów blach, jedyną wielkością gabarytową ograniczającą stosowalność tego urządzenia jest minimalna średnica detalu wynosząca 2000 mm. średnica maksymalna, grubość ścianki, długość spawanego detalu i jego masa są właściwie nieograniczone, zależą tylko od możliwości transportowych danego detalu. dobra koniunktura w sektorze energetyki wiatrowej spowodowała dynamiczny rozwój urządzenia krokodyl 814. obecnie nie jest on już tylko samodzielnym stanowiskiem montażowym spawalniczym. w większości wdrożeń, w tym u takich potentatów jak np. firma sif holand, jest on centralnym i najważniejszym komponentem całościowej, zautomatyzowanej spawalniczej linii montażowyej. producent oferuje swoim klientom optymalne rozwiązanie całości procesu wytwarzania słupów wież wiatrowych. podobnie jak krokodyl pozostałe stanowiska wchodzące w skład linii produkcyjnej wyróżniają się innowacyjnością i zapewniają prowadzenie procesu z maksymalną wydajnością przy zaangażowaniu minimalnej liczby pracowników. na rysunku 4 przedstawiono schemat organizacyjny kompletnej zautomatyzowanej linii montażowej, której głównym elementem jest krokodyl 814. ta kompaktowa linia jest przewidziana do średnio seryjnej produkcji, a jej niewielkie wymiary zabudowy na hali produkcyjnej wskazują na kolejny aspekt przemawiający na korzyść omawianego rozwiązania. dla większych potrzeb produkcyjnych bez trudu, ze względu na pełną skalowalność, można zaprojektować dwa lub cztery równoległe ciągi technologiczne krokodyl 814. w takim przypadku wskazane będzie ulokowanie całości w długiej prostokątnej hali, tak aby suwnice rys. 4. schemat organizacyjny linii produkcyjnej wież wiatrowych fig. 4. organizational chart of the wind towers production line 22 przegląd spawalnictwa 8/2011 umieszczone na jednym torowisku obsługiwały wszystkie etapy produkcji. dodatkowym atutem będzie możliwość wykorzystania słupowysięgników, przeznaczonych do spawania zewnętrznych warstw spoin obwodowych, do dwóch sąsiadujących ciągów krokodyla. od właściwego zaprojektowania linii produkcyjnej krokodyl 814 będzie zależała wydajność, pracochłonność, a więc i końcowy, jednostkowy koszt wytwarzania. podstawowym kryterium pod tym względem jest oczywiście asortyment produkcji. to od niego zależy liczba potrzebnych ciągów krokodyla 814, liczba walcarek, słupowysięgników, kabin śrutowniczych i malarskich oraz innych urządzeń pomocniczych. istotnym czynnikiem będzie również wybór odpowiedniej techniki spawalniczej oraz proces jej realizacji. tradycyjną technologią jest spawanie łukiem krytym, w odmianie wielodrutowej (układ tandem bądź twin). przy wyborze tej metody spawania, w celu zwiększenia wydajności, wskazane jest przygotowywanie złączy obwodowych na niesymetryczne „x” z mniejszą liczbą ściegów po stronie wewnętrznej cargi. takie rozwiązanie umożliwi równoczesne wykonywanie jednego ściegu wewnątrz, przez głowicę umieszczoną na krokodylu, oraz kilku (dwóch, trzech) ściegów zewnętrznych za pomocą słupowysięgników. parametry spawania muszą być wtedy bardzo ściśle dopasowane, już na etapie projektu, do jednej wspólnej prędkości obwodowej. ze względu na duże grubości łączonych blach i sposób przygotowania krawędzi właściwych dla łuku krytego, dobrym rozwiązaniem byłoby zastosowanie metody spawania hybrydowego laser/mag, przynajmniej wewnętrznej części łącza. zaletą tej metody jest możliwość pełnego przetopienia materiału o znacznej grubości, a więc gotowe złącze można uzyskać przy jednym przejściu, a nie przy kilkunastu tak jak w metodzie saw. kolejne oszczędności wynikają z braku konieczności ukosowania brzegów spawanych krawędzi. również kształt spawanego elementu jest korzystny dla technologii spawania laserowego, gdyż rura ogranicza możliwość emisji promieniowania światła laserowego, tak że wystarczy osłonić przednią i tylną część sekcji i spawanie będzie się odbywać w zamkniętej komorze. większą wydajność procesu można uzyskać, przez zastosowanie wielopalnikowej głowicy spawalniczej z równomiernie rozmieszczonymi palnikami, wraz z wykorzystaniem jednej z wysokowydajnych odmian metody spawania mag (np. tandem lub rapidweld firmy cloos). liczba użytych palników będzie determinowała krotność skrócenia czasu wykonania jednego pełnego ściegu spoiny obwodowej. taką głowicę można zamontować na krokodylu i za jej pomocą wykonywać wewnętrzną część spoiny. również i przy takim rozwiązaniu zamknięty kształt rury, jaką jest słup wieży wiatrowej, osłoni światło łuku spawalniczego. podsumowanie nie przypadkiem wskazane sąsiadujące ze sobą firmy deuma i cloos (miasta netphen i haiger) stały się liderami w swoich branżach. deuma w dziedzinie mechanizacji procesów produkcyjnych oraz cloos w zrobotyzowanych aplikacjach spawalniczych. długoletnia współpraca, wymiana doświadczeń oraz fakt, że ich produkty się doskonale uzupełniają, stworzyły wspaniały tandem mogący zaoferować swoim klientom najlepsze rozwiązania automatyzacji i mechanizacji procesów spawania wielkogabarytowych komponentów. czy to w wielkoseryjnej produkcji słupów wież wiatrowych, czy w jednostkowym procesie budowy korpusów łodzi podwodnych, opisywane urządzenie krokodyl 814 gwarantuje prowadzenie montażu i spawania obwodowego carg z najwyższą dokładnością przy najkrótszym czasie potrzebnym do tego zadania. wart podkreślenia jest fakt, niespotykany w żadnej innej produkcji detali o podobnych gabarytach, że krokodyla obsługuje tylko jeden pracownik, wykonując wszystkie wyżej opisane czynności montażu i wewnętrznego spawania carg. kompleksowa zautomatyzowana spawalnicza linia montażowa, w której centrum znajduje się urządzenie krokodyl 814, jest najlepszym rozwiązaniem dla producentów konstrukcji takich jak słupy wież wiatrowych. w następnym numerze w następnym numerze opublikowane zostaną artykuły zgłoszone na 1. międzynarodową konferencję naukowo-techniczną „napawanie – postęp i zastosowania” we wrocławiu. 201404_pspaw_8972.pdf 23przegląd spawalnictwa 4/2014 wpływ pełzania na uszkodzenia złącza spawanego rurociągu pary świeżej the effect of creep on the welded joint of steam  pipeline damage  streszczenie w artykule przedstawiono opis uszkodzenia głównego rurociągu parowego po przepracowaniu ponad 251 tyś. h powstałego wskutek wystąpienia pęknięcia połączenia spawanego w strefie wpływu ciepła (swc) spowodowanego zjawiskiem pełzania. opisano również zabieg polegający na wymianie uszkodzonego odcinka rurociągu ze znacznym stopniem wyczerpania materiału oraz uszkodzonym połączeniem spawanym na odcinek o identycznych wymiarach i w tym samym gatunku materiału pobrany z bloku energetycznego wycofanego z eksploatacji kilka lat wcześniej o znacząco niższym stopniu wyczerpania. przedstawiono wyniki badań metalograficznych połączeń spawanych w zakresie oceny mikrostruktury w poszczególnych strefach, tj. w materiale rodzimym (mr), strefie wpływu ciepła (swc) oraz spoinie (s) uszkodzonego rurociągu oraz po zabiegu wymiany. zwrócono uwagę na konieczność poszerzenia prowadzonych badań diagnostycznych elementów poddanych długotrwałej eksploatacji, a w szczególności elementów pracujących w warunkach pełzania o diagnostykę opartą na określaniu stopnia degradacji mikrostruktury połączeń spawanych tych elementów. słowa kluczowe: diagnostyka, rurociągi parowe, połączenia spawane, pełzanie abstract the paper describes damage to a main steam pipeline which has been in operation for 251 thousand hours and which occurred as a result of a crack in a welded joint in the heat affected zone (haz) caused by the creep effect. this article describes the replacement of the damaged sector of the pipeline with a high factor of material depletion and with a damaged welded joint in a sector with identical dimensions with the same grade of material taken from a phased-out power unit several years earlier with a significantly lower degree of material depletion. the findings present the results of the welded joint metallographicaltests in the range of microstructural assessment, in particular such areas as the parent material (pm), the heat affected zone (haz), the damaged welded joint (w) and the pipeline after replacement. attention was drawn to the necessity to widen diagnostic tests of elements used in long-time operation, especially creep effected elements, by introducing diagnostic tests based on defining the level of microstructure degradation of welded joints of such elements. keywords: diagnostic testing, steam pipelines, welding joints, creep paweł urbańczyk jacek słania grzegorz golański mirosław matusik mgr inż. paweł urbańczyk – urząd dozoru technicznego; dr hab. inż. jacek słania, prof. is – instytut spawalnictwa, gliwice; dr hab. inż. grzegorz golański – politechnika częstochowska; mgr inż. mirosław matusik – zakłady remontowe energetyki katowice. autor korespondencyjny/corresponding author: jacek.slania@is.gliwice.pl 24 przegląd spawalnictwa 4/2014 wstęp stale stosowane w budowie instalacji energetycznych to głównie stale żarowytrzymałe cechujące się odpornością na korozję, działanie wysokiej temperatury i wysoką odpornością na pełzanie [1]. powszechnie w energetyce, szczególnie do wytwarzania rurociągów pary świeżej i wtórnie przegrzanej stosuje się stale chromowo-molibdenowo-wanadowe. są to na ogół stale niskostopowe, niskolub średniowęglowe o strukturze ferrytyczno-bainitycznej, bainitycznej oraz ferrytyczno-bainityczno-perlitycznej [2, 3÷5]. długotrwała eksploatacja tych stali w warunkach pełzania prowadzi do degradacji ich mikrostruktury w wyniku procesów wydzieleniowych i generowania porów, pustek, mikroi makropęknięć, co może powodować uszkodzenia czy zniszczenie urządzeń lub ich elementów [2, 6]. powstające uszkodzenia struktury są nienaprawialne [2]. stabilność mikrostruktury stali cr-mo-v zależy w dużej mierze od składu chemicznego stali i zabiegów cieplnych, jakim poddawany jest materiał podczas wytwarzania, co ma bezpośredni wpływ na otrzymaną mikrostrukturę w stanie dostawy. metody oceny trwałości elementów w warunkach pełzania istnieje wiele teorii i opracowań, w których metody wyznaczania trwałości resztkowej oparte są na ocenie mikrostruktury, w myśl stwierdzenia, że w mikrostrukturze materiału zakodowane są wszystkie informacje o dotychczasowej eksploatacji urządzenia bądź elementu [2, 3, 6, 7]. dlatego kluczową staje się ocena mikrostruktury materiału i oszacowanie na tej podstawie czasu dalszej bezpiecznej eksploatacji takiego elementu. przy prezentowanym podejściu wszelkie informacje dotyczące eksploatacji nie są aż tak istotne, nabierają za to znaczenia takie czynniki jak właściwy dobór narzędzi i metod badawczych, które doprowadzą do ujawnienia cech badanego materiału [2, 8]. w [6] wyróżniono dwie grupy metod oceny stanu i prognozowania dalszej bezpiecznej eksploatacji materiałów elementów ciśnieniowych pracujących w warunkach pełzania, a mianowicie: – metody oparte na przeprowadzeniu prób i badań materiałowych, które wymagają bezpośredniego dostępu do elementu, wykonywania pomiarów i badań oraz pobrania próbek; – metody oparte na prowadzeniu obliczeń, w których uwzględnia się parametry obliczeniowe i rzeczywiste elementu bądź urządzenia. obecnie stosowane programy obliczeniowe oparte na metodzie elementów skończonych (mes) są powszechnie stosowane w diagnostyce w celu np. określania miejsc o zwiększonej koncentracji naprężeń. ma to szczególne znaczenie podczas wyboru miejsc do pobierania próbek czy wykonania pomiarów i badań diagnostycznych. należy zwrócić uwagę, że w wielu przypadkach stan naprężeń np. instalacji rurociągowej może być daleki od projektowego, m.in. z powodu błędów montażowych, konserwacyjno-remontowych, modernizacyjnych, jak również eksploatacyjnych samego rurociągu, a także jego podpór, zawieszeń, elementów kompensacyjnych itp. uszkodzenia mikrostruktury złącza spawanego na przykładzie rurociągu pary świeżej opis badań podczas prowadzenia badań diagnostycznych, związanych z przypadającą rewizją główną rurociągu pary świeżej, stwierdzono wystąpienie uszkodzenia o charakterze pęknięcia obwodowego w strefie wpływu ciepła (swc) złącza doczołowego łączącego łuki gięte na odcinku od głównej zasuwy parowej (gzp) do trójnika rozdzielającego parę przed wejściem na turbinę (rys. 1). rurociąg o wymiarach ø323x32 mm był wykonany ze stali 12hmf. czas eksploatacji rurociągu wynosił 251 124 h, ciśnienie pracy 13,0 mpa, a temperatura pary 540oc. w związku z przebiegiem pęknięcia brano pod uwagę uszkodzenie o charakterze pełzaniowym, a ze względu na lokalizację wykonanego złącza zakładano możliwość wystąpienia w miejscu uszkodzenia zwiększonej koncentracji naprężeń spowodowanych brakiem samokompensacji lub jej ograniczonym zakresem na zniszczonym odcinku rurociągu. rys. 1 rurociąg pary świeżej: a) miejsce wystąpienia uszkodzenia rurociągu, b) określenie rozmiaru połączenia spawanego przed wykonaniem badań metalograficznych – replikowych. fig. 1. steam pipeline: a) place of damage to a steam pipeline; b) scale of welded joint before metallographical examination – replica a) b) 25przegląd spawalnictwa 4/2014 przed przystąpieniem do naprawy uszkodzenia zalecono wykonanie badań ndt w zakresie 100% ut oraz 100% mt, w celu określenia wielkości zalegania niezgodności i badań metalograficznych połączenia spawanego. zastosowano metodę replik matrycowych obejmującą materiał rodzimy (mr), strefę wpływu ciepła (swc) po obu stronach uszkodzonego połączenia spawanego i spoinę (s). badania miały na celu wykluczenie możliwości zastosowania podczas montażu nieodpowiedniego materiału dodatkowego lub o niższych właściwościach wytrzymałości na pełzanie w porównaniu z zakładanym w projekcie. metodyka i wyniki badań powierzchnię elementu do badań metalograficznych szlifowano i polerowano, a następnie trawiono roztworami właściwymi dla danego materiału. wstępną ocenę mikrostruktury przeprowadzono przy użyciu przenośnego mikroskopu metalograficznego przy powiększeniach 100x i 500x (tabl. i, rys. 3÷8). badania metalograficzne wykonano metodą replik z zastosowaniem folii triafolowej zmiękczonej acetonem. repliki po napyleniu węglem poddano badaniu za pomocą skaningowego mikroskopu elektronowego philips xl-30. klasyfikacji mikrostruktury badanych elementów dokonano wg diagramu przedstawionego na rysunku 2. miejsce badania opis struktury stan materiału – stopień wyczerpania twardość hv10 mr od strony gzp (rys. 3) ferrytyczno-bainityczna, liczne drobne wydzielenia wewnątrz ziaren ferrytu; w bainicie węgliki częściowo skoagulowane; na granicach ziaren liczne wydzielenia tworzące „łańcuszki” zmiany struktury bainitu – klasa i procesy wydzieleniowe – klasa a procesy uszkodzenia – klasa 0 główna klasa struktury – klasa 2 stopień wyczerpania materiału – 03÷0,4 (t/tz) 127 swc od strony gzp (rys. 4) ferrytyczno-bainityczna, liczne drobne wydzielenia wewnątrz ziaren ferrytu; w bainicie węgliki częściowo skoagulowane; na granicach ziaren liczne wydzielenia tworzące „łańcuszki”; początki zachodzenia procesów uszkodzeń wewnętrznych o charakterze pojedynczych pustek na granicach ziaren zmiany struktury bainitu – klasa i/ii procesy wydzieleniowe – klasa a/b procesy uszkodzenia – klasa a/1 główna klasa struktury – klasa 2/3 stopień wyczerpania materiału – 05÷0,6 (t/tz) 148 s od strony gzp (rys. 5) drobnoziarnista mikrostruktura ferrytyczno-bainityczna; w bainicie węgliki częściowo skoagulowane; liczne drobne wydzielenia wewnątrz ziaren ferrytu, na granicach ziaren liczne wydzielenia tworzące „łańcuszki” zmiany struktury bainitu – klasa i/ii procesy wydzieleniowe – klasa a/b procesy uszkodzenia – klasa 0 główna klasa struktury – klasa 2 stopień wyczerpania materiału – 03÷0,4 (t/tz) 163 swc od strony turbiny (rys. 6) – miejsce wystąpienia uszkodzenia ferrytyczno-bainityczna, liczne drobne wydzielenia wewnątrz ziaren ferrytu; w bainicie węgliki częściowo skoagulowane; na granicach ziaren liczne wydzielenia tworzące „łańcuszki”; oraz liczne ukierunkowane pustki również tworzące „łańcuszki” zmiany struktury bainitu – klasa i/ii procesy wydzieleniowe – klasa a/b procesy uszkodzenia – klasa b/2 główna klasa struktury – klasa 3/4 stopień wyczerpania materiału – 0,6 (t/tz) 121 swc od strony turbiny (rys. 7) – miejsce wystąpienia uszkodzenia ferrytyczno-bainityczna, liczne drobne wydzielenia wewnątrz ziaren ferrytu; w bainicie węgliki częściowo skoagulowane; na granicach ziaren liczne wydzielenia tworzące „łańcuszki” oraz koalescencja pustek zmiany struktury bainitu – klasa i/ii procesy wydzieleniowe – klasa a/b procesy uszkodzenia – klasa b/3 główna klasa struktury – klasa 4/5 stopień wyczerpania materiału – 0,7÷0,8 (t/tz) 121 mr od strony turbiny (rys. 8) ferrytyczno-bainityczna, liczne drobne wydzielenia wewnątrz ziaren ferrytu; na granicach ziaren ferrytu liczne wydzielenia tworzące „łańcuszki” oraz nieregularnie rozmieszczone pojedyncze pustki zmiany struktury bainitu – klasa i/ii procesy wydzieleniowe – klasa a/b procesy uszkodzenia – klasa a/1 główna klasa struktury – klasa 2/3 stopień wyczerpania materiału – 05÷0,6 (t/tz) 126 tablica i. wyniki badań metalograficznych materiału złącza spawanego w miejscu uszkodzenia: mr – materiał rodzimy, swc – strefa wpływu ciepła, s – spoina, gzp – główna zasuwa parowa table i. results of metallographical examinations of welded joint in place of damage: (mr) the parent material, (swc) the heat affected zone, (s) the welded joint, (gzp) the main steam shut-off valve 26 przegląd spawalnictwa 4/2014 rys. 2. diagram klasyfikacji mikrostruktury i stopnia wyczerpania materiału [8, 11] fig. 2. microstructural clasification and degree of material depletion diagram [8, 11] rys. 3. mikrostruktura mr połączenia spawanego od strony gzp – cieniowana replika triafolowa sem fig. 3. microstructure of pm of welded joint on the the main steam shut-off valve (gzp) side – shadowed replica sem rys. 4. mikrostruktura swc połączenia spawanego od strony gzp – cieniowana replika triafolowa sem fig. 4. microstructure of haz of welded joint on the the main steam shut-off valve (gzp) side – shadowed replica sem rys. 5. mikrostruktura s połączenia spawanego – cieniowana replika triafolowa sem fig. 5. microstructure of weld (w) of welded joint – shadowed replica sem rys. 6. mikrostruktura swc połączenia spawanego od strony turbiny (miejsce wystąpienia uszkodzenia) – cieniowana replika triafolowa sem fig. 6. microstructure of haz of welded joint on the turbine side (in place of damage) – shadowed replica sem rys. 7 mikrostruktura swc od strony turbiny (miejsce wystąpienia uszkodzenia – replika nr 2) – cieniowana replika triafolowa sem fig. 7. microstructure of haz of welded joint on the turbine side (in place of damage – replica no. 2) – shadowed replica sem rys. 8. mikrostruktura mr od strony turbiny – cieniowana replika triafolowa sem fig. 8. microstructure of pm of welded joint on the turbine side (in place of damage) – shadowed replica sem 27przegląd spawalnictwa 4/2014 sposób oceny badanej stali oraz kwalifikowania jej do dalszej eksploatacji przeprowadzono dodatkowo zgodnie z „zasadami diagnostyki i oceny trwałości eksploatacyjnej elementów kotłów i rurociągów pracujących w warunkach pełzania” wydanymi przez urząd dozoru technicznego [6]. pomiar twardości wykonano metodą vickersa przy obciążeniu wgłębnika 10 kg (98,7 n) za pomocą przenośnego twardościomierza krautkramer mic 10. mikrostruktury materiału złącza spawanego w miejscu wystąpienia uszkodzenia przedstawiono na rysunkach 3÷8, stosując następujące oznaczenia: mr – materiał rodzimy, swc – strefa wpływu ciepła, s – spoina, gzp – główna zasuwa parowa. analiza wyników wyniki badań metalograficznych wykazały niebezpieczne wyczerpanie materiału swc połączenia spawanego i znaczny stopień wyczerpania materiału łuku giętego (od strony turbiny). podjęto więc decyzję o wymianie odcinkowej elementu ciśnieniowego rurociągu wraz z usunięciem swc po obu stronach łączonych elementów. powstał wówczas problem dopasowania elementów w istniejącej konfiguracji. ze względu na ograniczenia czasowe związane z pozyskaniem materiału odpowiedniego gatunku rys. 9. obszar badań oraz zakres wymiany elementów ciśnieniowych rurociągu pary świeżej fig. 9. examination area and scope of replecement pressure elements of main steam pipe i o odpowiednich wymiarach oraz wytworzeniem nowego elementu rurociągu podjęto decyzję o warunkowym dopuszczeniu wymiany elementu ciśnieniowego. zabieg ten polegał na wycięciu z bloku wycofanego z eksploatacji elementów rurociągu z tego samego materiału oraz o identycznych wymiarach i kształcie (rys. 9). czas eksploatacji pozyskanych elementów rurociągu był znacząco krótszy od usuniętych. w celu określenia stanu mikrostruktury pobranego materiału poddano go pełnym badaniom diagnostycznym z określeniem stopnia wyczerpania materiału, a także na podstawie badań metalograficznych określono prognozę dalszej bezpiecznej eksploatacji. wyniki badań metalograficznych pobranego elementu zestawiono w tablicy ii oraz na rysunkach 10 i 11. miejsce badania opis struktury stan materiału – stopień wyczerpania twardość hv10 mr od strony gzp (rys. 10) ferrytyczno-bainityczna, liczne drobne wydzielenia wewnątrz ziaren ferrytu; w bainicie węgliki częściowo skoagulowane; na granicach ziaren nieliczne wydzielenia zmiany struktury bainitu – klasa i procesy wydzieleniowe – klasa 0/a procesy uszkodzenia – klasa 0 główna klasa struktury – klasa 1/2 stopień wyczerpania materiału – 03÷0,4 (t/tz) 132 mr od strony turbiny (rys. 11) ferrytyczno-bainityczna, liczne drobne wydzielenia wewnątrz ziaren ferrytu; w bainicie węgliki częściowo skoagulowane; na granicach ziaren nieliczne wydzielenia zmiany struktury bainitu – klasa i/ii procesy wydzieleniowe – klasa a/b procesy uszkodzenia – klasa 0 główna klasa struktury – klasa 2/3 stopień wyczerpania materiału – 03÷0,4 (t/tz) 134 tablica ii. wyniki badań metalograficznych materiału elementu pobranego z bloku wycofanego z eksploatacji: mr – materiał rodzimy, swc – strefa wpływu ciepła, s – spoina, gzp – główna zasuwa parowa table ii. results of metallographical examinations pressure elements taken from a phased-out power unit: (mr) the parent material, (swc) the heat affected zone, (s) the welded joint, (gzp) the main steam shut-off valve. rys. 10. mikrostruktura mr elementu wbudowanego w eksploatowany rurociąg pary świeżej w miejsce elementu podlegającego wymianie od strony gzp – cieniowana replika triafolowa sem fig. 10. microstructure of pm of pressure element taken from a phased-out power unit on the (gzp) the main steam shut-off valve side – shadowed replica sem rys. 11. mikrostruktura mr elementu wbudowanego w eksploatowany rurociąg pary świeżej w miejsce elementu podlegającego wymianie od strony turbiny – cieniowana replika triafolowa sem fig. 11. microstructure of pm of pressure element taken from a phased-out power unit on the turbine side – shadowed replica sem 28 przegląd spawalnictwa 4/2014 po dokonaniu naprawy i obróbce cieplnej (wyżarzaniu odprężającym) wykonanych złączy poddano je powtórnym badaniom metalograficznym z oceną wpływu zabiegów cieplnych na właściwości struktury wraz z określeniem stopnia wyczerpania materiału w miejscu wykonanych połączeń spawanych. miejsce badania opis struktury stan materiału – stopień wyczerpania twardość hv10 mr od strony gzp (rys. 12) (po wymianie) ferrytyczno-bainityczna, pojedyncze drobne wydzielenia wewnątrz ziaren ferrytu; w bainicie węgliki częściowo skoagulowane; na granicach ziaren nieliczne wydzielenia zmiany struktury bainitu – klasa i procesy wydzieleniowe – klasa 0/a procesy uszkodzenia – klasa 0 główna klasa struktury – klasa 1/2 stopień wyczerpania materiału – 03÷0,4 (t/tz) 130 swc od strony gzp (rys. 13) (po wymianie) ferrytyczno-bainityczna, pojedyncze drobne wydzielenia wewnątrz ziaren ferrytu; w bainicie węgliki częściowo skoagulowane; na granicach ziaren nieliczne wydzielenia zmiany struktury bainitu – klasa i procesy wydzieleniowe – klasa 0/a procesy uszkodzenia – klasa 0 główna klasa struktury – klasa 1/2 stopień wyczerpania materiału – 03÷0,4 (t/tz) 176 mr od strony turbiny (rys. 14) (po wymianie) ferrytyczno-bainityczna, pojedyncze drobne wydzielenia wewnątrz ziaren ferrytu; w bainicie węgliki częściowo skoagulowane; na granicach ziaren liczne wydzielenia tworzące „łańcuszki” zmiany struktury bainitu – klasa i/ii procesy wydzieleniowe – klasa a/b procesy uszkodzenia – klasa 0 główna klasa struktury – klasa 2/3 stopień wyczerpania materiału – 03÷0,4 (t/tz) 150 swc od strony turbiny (rys. 15) (po wymianie) ferrytyczno-bainityczna, pojedyncze drobne wydzielenia wewnątrz ziaren ferrytu; w bainicie węgliki częściowo skoagulowane; na granicach ziaren liczne wydzielenia tworzące „łańcuszki” procesy degradacji struktury bainitu – klasa i/ii procesy wydzieleniowe – klasa a/b procesy uszkodzenia – klasa 0 stan materiału – klasa 2/3 stopień wyczerpania materiału – 0,4 (t/tz) brak danych przeprowadzone badania metalograficzne nie wykazały postępujących zmian w degradacji struktury, co pozwoliło na stwierdzenie, że właściwości elementu przed poddaniem go operacji technologicznej spawania i obróbki cieplnej zostały zachowane. wyniki badań metalograficznych połączeń spawanych zestawiono w tablicy iii i na rysunkach 12÷15. tablica iii. wyniki badań metalograficznych połączeń spawanych wykonanych podczas łączenia wymienianych elementów ciśnieniowych: mr – materiał rodzimy, swc – strefa wpływu ciepła, s – spoina, gzp – główna zasuwa parowa table iii. results of metallographical examinations of welded joints after replacement the pressure element: (mr) the parent material, (swc) the heat affected zone, (s) the welded joint, (gzp) the main steam shut-off valve rys. 15. mikrostruktura swc po dokonanej wymianie i wykonaniu połączenia spawanego elementu wbudowanego w eksploatowany rurociąg pary świeżej od strony turbiny – cieniowana replika triafolowa sem fig. 15. microstructure of haz of welded joints after welding the replacement pressure element in operated steam pipeline on the (gzp) the main steam shut-off valve side – shadowed replica sem rys. 12. mikrostruktura mr po dokonanej wymianie i wykonaniu połączenia spawanego elementu wbudowanego w eksploatowany rurociąg pary świeżej od strony gzp – cieniowana replika triafolowa sem fig. 12. microstructure of pm of welded joints after welding the replacement pressure element in operated steam pipeline on the (gzp) the main steam shut-off valve side – shadowed replica sem rys. 13. mikrostruktura swc po dokonanej wymianie i wykonaniu połączenia spawanego elementu wbudowanego w eksploatowany rurociąg pary świeżej od strony gzp – cieniowana replika triafolowa sem fig. 13. microstructure of haz of welded joints after welding the replacement pressure element in operated steam pipeline on the (gzp) the main steam shut-off valve side – shadowed replica sem rys. 14. mikrostruktura mr po dokonanej wymianie i wykonaniu połączenia spawanego elementu wbudowanego w eksploatowany rurociąg pary świeżej od strony turbiny – cieniowana replika triafolowa sem fig. 14. microstructure of pm of welded joints after welding the replacement pressure element in operated steam pipeline on the (gzp) the main steam shut-off valve side – shadowed replica sem 29przegląd spawalnictwa 4/2014 podsumowanie ze względu na obecny stan wiedzy z zakresu procesów strukturalnych zachodzących w materiałach po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania, należy w prowadzeniu badań diagnostycznych elementów ciśnieniowych urządzeń i instalacji energetycznych w sposób szczególny traktować połączenia spawane. obecnie połączenia spawane elementów ciśnieniowych poddawane są w czasie badań okresowych badaniom nieniszczącym, takim jak m.in. vt, mt oraz ut, jednak przedstawiony w niniejszym opracowaniu przypadek sugeruje korektę podejścia diagnostycznego, tj. rozszerzenie go o badania metalograficzne. metody badań nieniszczących mają ograniczoną „czułość” wykrywania niezgodności powodujących uszkodzenie, które mierzone są w milimetrach. dla metod badań opartych na defektoskopii ultradźwiękowej, których podstawową zasadą jest wykorzystywanie zjawiska odbicia fal ultradźwiękowych od powstałej nieciągłości materiału, wykrywalność powstałych niezgodności w stalach wynosi ok. 0,5 mm [10]. oznacza to, że dla procesów degradacji zachodzących w strukturze materiału wykrywalność wad jest ograniczona do wielkości uszkodzeń makroskopowych, tj. występowania makropęknięć powstających wskutek mechanizmów pełzania. pojawienie się makropęknięć związane jest z końcem trzeciego okresu pełzania, tzw. pełzania przyspieszonego i oznacza wycofanie elementu z eksploatacji, a niewykrycie ich w odpowiednim czasie może prowadzić do rozszczelnienia lub poważnego uszkodzenia rurociągu. dodatkowo należy wziąć pod uwagę stan wiedzy oraz świadomość dotrzymywania warunków prowadzenia procesu spawania na instalacjach energetycznych w latach 60-, 70i 80-tych. w latach, kiedy były budowane bloki energetyczne, będące obecnie w eksploatacji, również sprzęt spawalniczy, tj. jego dokładność w pomiarze parametrów prowadzonego procesu spawania, jak również przyrządy do prowadzenia procesu obróbki cieplnej po spawaniu i wyposażenie pomiarowo-badawcze były mniej dokładne, co mogło mieć istotny wpływ na jakość wykonanych połączeń spawanych. obecnie laboratoria wykonujące szacunkowe określanie trwałości urządzeń oraz instalacji pracujących w warunkach podwyższonej temperatury, a w szczególności pełzania opierają swoje prognozy dotyczące wyznaczenia czasu dalszej bezpiecznej eksploatacji na badaniach spadku właściwości oraz stopnia wyczerpania mikrostruktury materiału podstawowych elementów wchodzących w skład takich urządzeń lub instalacji, tj. kolan trójników, odcinków prostych, komór, kolektorów itp. ze względu na to, że połączenie spawane jest poddawane degradującym działaniom zachodzącego procesu pełzania, a które może okazać się najsłabszym ogniwem pracującego urządzenia bądź instalacji, należy rozważyć konieczność prowadzenia badań i oceny mikrostruktury takiego połączenia spawanego podczas wykonywania zabiegów diagnostycznych, mających na celu wyznaczenie czasu dalszej bezpiecznej eksploatacji. szczególnie strefa wpływu ciepła, jako strefa przejściowa pomiędzy spoiną a materiałem rodzimym, może wykazywać wyższy stopień wyczerpania mikrostruktury oraz spadek właściwości wytrzymałościowych i plastycznych w porównaniu z materiałem rodzimym. należy również zwrócić uwagę na to, że urządzenia będące w eksploatacji, a poddawane ocenie, mogą zawierać połączenia spawane wykonane przy użyciu stopiwa o niższych właściwościach wytrzymałościowych np. na pełzanie niż łączone elementy (błąd technologiczny). poza tym proces spawania prowadzony jest w pewnym zakresie temperatury, przez co w złączu występują strefy o zróżnicowanej wielkości ziarna i typie struktury, co jest związane z procesami przemian zarówno fazowych, jak i wydzieleniowych zachodzących w obrębie połączenia spawanego [9]. również zakres temperaturowy przeprowadzonej obróbki cieplnej może mieć wpływ na właściwości połączenia spawanego. w związku z powyższym sugeruje się rozszerzenie badań diagnostycznych prowadzonych na elementach ciśnieniowych urządzeń czy instalacji energetycznych pracujących w warunkach pełzania, o określanie stopnia trwałości i wyznaczania możliwego czasu bezpiecznej eksploatacji, z uwzględnieniem badania połączeń spawanych. 30 przegląd spawalnictwa 4/2014 wnioski na podstawie przeprowadzonej analizy sformułowano następujące wnioski: 1. podczas prowadzenia badań diagnostycznych elementów ciśnieniowych pracujących w warunkach pełzania należy poszerzyć prowadzenie oceny stopnia wyczerpania struktury o połączenia spawane, a w szczególności o badania strefy wpływu ciepła (swc). 2. przy prowadzeniu prac związanych z naprawą pęknięć należy dokonać analizy mechanizmu powstania uszkodzenia przez np. badania, w tym badania metalograficzne w miejscu lub w pobliżu występującego uszkodzenia. 3. po przeprowadzeniu naprawy czy też wymiany spoiny lub części rurociągu po długim okresie eksploatacji należy wykonać ponowne kontrolne badania określające stopień degradacji struktury. badania te mają na celu stwierdzenie bądź wykluczenie wystąpienia ewentualnych negatywnych skutków prowadzenia procesu spawania oraz obróbki cieplnej (wpływ wprowadzonego ciepła na właściwości struktury materiałów łączonych). 4. podczas wykonywania prac związanych z zabiegami remontowo-modernizacyjnymi długo eksploatowanych urządzeń pracujących w warunkach pełzania, których wzajemne połączenia powstały w procesie spawania, należy brać pod uwagę powyższe zalecenia. sytuację taką trzeba rozpatrzyć w szczególności dla elementów, które przekroczyły wartość trwałości projektowej. 5. podczas prowadzenia napraw polegających na ingerencji w połączenie spawane sugeruje się usunięcie całej strefy wpływu ciepła z połączenia spawanego, jeśli tylko warunki techniczne na to pozwalają. najlepszą metodą określenia zakresu wymiany połączenia spawanego, a w szczególności swc, wydaje się przeprowadzenie trawienia, analogicznego jak w procesie badań metalograficznych metodą replik matrycowych, całego bądź tylko części połączenia spawanego na obiekcie. 6. podczas prowadzenia obróbki cieplnej należy zwracać szczególną uwagę na temperaturę odpuszczania (dla stali niskostopowych), stosowaną podczas procesu produkcyjnego materiału rodzimego, z którego wytworzony został element ciśnieniowy. podczas prowadzenia obróbki cieplnej nie należy przekraczać tej temperatury ze względu na możliwość pojawienia się w strukturze austenitu, który po schłodzeniu może tworzyć nieodpuszczony martenzyt powodujący kruchość połączenia spawanego. literatura [1] dobrzański l.a.: materiały inżynierskie i projektowanie materiałowe. podstawy nauki o materiałach i metaloznawstwo. wydawnictwa naukowo-techniczne, warszawa 2006. [2] dobrzański j.: materiałoznawcza interpretacja trwałości stali dla energetyki. open access library. published since 1998 as studies of the institute of engineering materials and biomaterials, vol. 3, 2011. [3] schwarz m., schubert j., loog d., maile k., seliger p., körner p., lüdenbach g.: microstructure rating charts for evaluating the microstructure steels for high-pressure piping and boiler components.vgb – tw 507e. vgb technischen vereinigung der grosskraftwerksbetreiber e.v., essen 2005. [4] staub f.: metaloznawstwo. śląskie wydawnictwo techniczne, katowice 1994. [5] maciejny a.: przemiany strukturalne stali cr-mo-v i ich wpływ na mechanizm pękania. zeszyty naukowe politechniki śląskiej, nr 229. gliwice 1968. [6] opracowanie urzędu dozoru technicznego, zasady diagnostyki i oceny trwałości eksploatacyjnej elementów kotłów i rurociągów pracujących w warunkach pełzania, warszawa 2013. [7] eccc recomendations – vol. 6 [issue 1] residual life assessement and microstructure. edited by s. concari. piecenza 2005. [8] hernas a., dobrzański j.: trwałość i niszczenie elementów kotłów i turbin parowych. wydawnictwo politechniki śląskiej, gliwice 2003. [9] dobosiewicz j., zbroińska-szczechura e.: trwałość spoin rurociągów wykonanych ze stali martenzytycznych. biuletyn pronovum 2010, 1, 825. [10] mackiewicz s., szelążek j., gutkiewicz p.: badania ultradźwiękowe procesu degradacji stali eksploatowanych w energetyce. energetyka 2013, 10, 738. 24 welding technology review vol. 90 9/2018 rebuilding of coils of screw conveyors with chromium cast iron hard layer dr hab. inż. eugeniusz turyk – institute of welding, gliwice, poland; prof. dr hab. inż. igor aleksandrowicz riabcew – e.o. paton electric welding institute of the national academy of sciences, kiev, ukraine; mgr inż. marcin melcer – messer eutectic castolin sp. z o.o., gliwice, poland; corresponding author: eugeniusz.turyk@is.gliwice.pl introduction in screw conveyors, as a result of friction of the displaced bulk material transported by means of a screw surface rotating around its own axis, the face (upper) and side face of the screw conveyor (coils of the screw surface wound on the screw shaft) are consumed. the capacity of the conveyor is significantly dependent on the wear of the front face of the screw coil. in order to reduce the wear of the worm exploited in the abrasive wear conditions in the building materials industry, mining industry, etc., the side and top surfaces of the coils are most often coated with chromium cast iron. the purpose of the work was to determine the possibility of regenerative surfacing of the upper surface of screw coils of the screw conveyor with residues of the hard layer welded previously with chromium cast iron, operated in metal-mineral abrasion conditions and development of the powder coating technology based on nanomaterials, for high abrasion resistance. a powder wire endotec do*390 [1] was selected for the tests. the subject of the research were screw coils (basic material – s355jr sheet steel, 8 mm thick), productively welded with chromium cast iron en 14700: fe15, martensitic structure + chromium carbide. the thickness of the padding layer deposited on the upper surface of the coils was 8.1÷9.2 mm, and on the lateral surface of the screw coils, 3.5÷6.5 mm. on the lateral surface of the screw coils and on the upper surface, cracks characteristic for layers welded with the chromium cast iron were found. the width of these cracks eugeniusz turyk, igor aleksandrowicz riabcew, marcin melcer ranged from <0.05 mm to ≤0.50 mm. on the upper surface of some coils, there was also a detachment of the padding layer with a depth of up to 11 mm and a length of up to 30 mm, as well as gas pores up to 12.2 x 4.9 mm and depth up to 3.9 mm (fig. 1). welding filler materials with nanopowders in the production of flux cored wires coating wires and me tallizing powders, hardly fusible nanopowders and those with high hardness, such as tungsten and chromium, are used in some cases. they are hard to fragment and their medium and large fractions are used (in case of tungsten with an average size of 200÷500 nm), referred to as ultra-dispersive materials [2]. the grain dimensions and nature of the crystallized metal are influenced by the technological conditions of surfacing, fractional composition and microstructure of the powder constituting the filler material, which is confirmed by studies of the impact of carbide compositions with dimensions of nanostructured materials introduced into the charge of powder wires [3]. the use of charge materials containing nanowires carbides in flux cored wires for arc welding leads to the fragmentation of the padding structure and a more even distribution of alloying elements. weld deposit of flux cored wires, whose charge contains nano-sized carbides, has a higher resistance to heat and wear on metal-to-metal abstract the purpose of the work was to determine the possibility of rebuilding of the screw coils upper surface of a screw conveyors welded previously with chromium cast iron. the variant of surfacing directly on the residues of the hard layer and with the buffer layer was considered. the technology of hardfacing the coils after removal of the hardening upper layer and the technology of welding of new elements with the use of endotec do*390 flux cored wire has been developed to provide a nanoalloy structure with boron nanocarbons in the iron matrix. keywords: screw conveyor; rebuilding surfacing doi: http://dx.doi.org/10.26628/ps.v90i9.944 25welding technology review vol. 90 9/2018 fig. 1. torn off piece of surfaced layer on the fifth coil of the screw, view from the side: a) welded lateral screw surface; b) non welded lateral screw surface fig. 2. layer arrangement during the simulation of the conveyor screw repair after removal of the hard layer from the front face of the screw coil sliding friction. in the case of plasma-powder welding, powder of fine fractions (40÷125 nm) melts in the arc and significantly overheats in the welding pool, and when it cools, large dendrites grow. at the content of large fractions 200÷250 nm or 315÷400 nm, the structure of the padding layer is fragmented [4]. the operational properties of machine parts with nano coatings depend on their nanometric structure. for surfacing parts of machines which operate in metal-mineral and metal-mineral-metal abrasion and moderate impact conditions, an endotec do*390 powder wire is recommended (classification en 14700: zfe16), which provides a nanoalloy structure with nanocarbides in the iron matrix [1]. in the case of standard materials used for welding of layers operated under frictional conditions, containing tungsten carbides with irregular shapes, arranged in a matrix with a lower hardness, the abrasive wear mechanism is associated with the chipping of carbides from the soft matrix. in the case of endotec do*390 weld metal, microstructure tests have shown highly dispersive micro and nanostructure, in which the particles of high-volume carbides (mc), boron carbides m23(bc) and borides m2b are distributed in a fine-grained iron matrix [5]. the same abrasive medium, under the same wear conditions, is not capable of „attacking weak spots” of the endotec do*390n metal wire. the structure of the welded layer allows obtaining a high resistance to abrasive wear of the metal-mineral and metal-mineral-metal type. relative abrasion resistance rate of endotec do*390n wire alloy is 14.40 in re lation to hardox 400 steel (indicator = 1), whereas for the endotec do*33 metal alloy (chromium cast iron with the addition of boron and niobium) is 7.92 [6]. the use of endotec do*390n wire, in the case of sinter crusher elements working in the conditions of metal-mineral abrasion and moderate impact, ensured extending the service life by 245% [1]. the process and results of the surfacing tests the technological trials of surfacing of the used upper surface of screw coils of the screw conveyor with residues of the hard layer, without a buffer layer and with a buffer layer, ended with a negative result due to the occurrence of unacceptable tears in the padding layer on the upper surface of the coil of tested worm and in the buffer layer. subsequent padding tests concerned the case of regeneration after removing the residues of the hard layer from the upper surface of the screw coils. in order to check the possibility of repairing the surface of the conveyor after removing the hard layer from the front face of the screw coil, determine the thickness of the layers and the hardness of the pad weld made of one, two, three and four layers, the attempts of surfacing of plates simulating conveyor coils and testing of padded layers were carried out. the surfacing tests were carried out on flat plates made of s355jr steel, size 8 x 250 x 120 mm, stiffened on one side on a length of 250 mm with a steel flat bar. a side layer, a buffer layer and an upper working layer (fig. 2; beads 1 to 4), were padded on the panels using sets of additional materials according to table i. table i. sets of cored wires for hardfacing test plates series of trials *1) side surface padding weld buffer layer upper layer 1 hardface hc-o *2) endotec do*02 endotec do*390n 2 endotec do*390n endotec do*02 endotec do*390n designation: *1) – for each set, plates with the upper layer surfaced with one, two, three and four-beaded plates were made, marking plates with the number of the set and the number of beads of the top layer; *2) – hardface hc-o [7] wire was used to provide the padding layer of chromium cast iron, modeling the production padding weld of the side surface of the screw coils. a) b) upper layer – beads 1÷4 buffer layer side padding weld s355jr plate 26 welding technology review vol. 90 9/2018 fig. 3. macrostructure of surfaced plates of series 1 (filler materials according to table i) with the overlay weld on the face laid: a) in a sin gle run – thickness 7 mm including the buffer layer; b) in a four runs – thickness 11.5 mm including the buffer layer the technological conditions of mechanized surfacing in the flat position for the above filler materials and the data on the thickness of the padded layers selected during the tests are provided in tables ii÷v. a total of 12 runs were laid on the width of 40 mm on the side surface with self-shielding flux cored wire of the hardface hc-o grade. the thickness of the padded layer was 4.5÷5.0 mm. cracks with a width of ≤ 0.3 mm were found in the padded layer. the thickness of the layer surfaced with one pass using endotec do*390n flux cored wire was 5.0÷5.2 mm. cracks with a width of ≤ 0.05 mm reaching the buffer were found in the padded layer. the thickness of the layer surfaced with one pass using endotec do*02 flux cored wire was 3.5 mm. the width of the buffer layer was 13.0 mm. single cracks with a width of ≤ 0.05 mm were found in the padded layer. the thickness of the layer surfaced with one pass using endotec do*390n flux cored wire was 2.0÷2.2 mm. the padding width was 2 mm, therefore it was 1 mm smaller than the width of the buffer layer. cracks with a width of ≤ 0.20 mm reaching the buffer were found in the padded layer. the macroscopic examinations did not show the occurrence of unacceptable tears, whereas the occurrence of permissible cracks in the layers were found. in the padding welds there were also single gas pores, the size of which did not exceed 2 mm, which is the permissible value according to pnen iso 15614-7:2016-12, pt. 8.1.1. an exemplary macrostructure of layers surfaced on sample plates of series 1 according to table i has been shown in figure 3. in accordance with the requirements of pn-en iso 156147:2016-12, pt. 7.1. hardness tests were also carried out. the location of the measurement points is shown in figure 4, while table vi presents the results of tests of the layers surfaced on the sample plates of series 1. the hardness of the upper layer of the plate no. 1 (one working layer) was table ii. conditions for side surface surfacing with hardface hc-o cored wire table iii. conditions of lateral surface hardfacing with endotec do*390n cored wire table iv. conditions of the buffer layer surfacing with endotec do*02 wire table v. surfacing conditions of the face surface with endotec do*390n wire 691÷720 hv, while hardness of the plate no. 14 (four working layers) was 1010÷1022 hv. the upper working layers of panels no. 21 and 24 had similar hardness. the tests have also shown that the hardness of the swc does not exceed 380 hv, meeting the requirements of the pn-en iso 15614-7 standard, pt. 8.2.3. current intensity, a arc voltage, v welding speed, cm/min wire extension, mm surfacing stroke, mm 187÷205 26.9÷27.3 50.0 20÷22 2.0 current intensity, a arc voltage, v welding speed, cm/min wire extension, mm surfacing stroke, mm 165÷175 23.0÷23.1 50.0 18 2.0 current intensity, a arc voltage, v welding speed, cm/min oscillation speed, mm/min amplitude of oscillation, mm time of oscillation stop, s 197÷208 20.8÷21.0 25.0 1500 3.0 0.35 current intensity, a arc voltage, v welding speed, cm/min oscillation speed, mm/min amplitude of oscillation, mm time of oscillation stop, s 145÷153 23 22.0 1000 4.0 0.35 plate no. 11 plate no. 14 a) b) fig. 4. arrangement of hardness measurement points on the lateral surface (a) and on the machined (grinded) upper surface (b) a) b) 27welding technology review vol. 90 9/2018 literatura [1] endotec do*390n – przykłady zastosowań, www.castolin.pl [2] е.а. ледников, м.в. радченко, л.б. первухин, наночастицы как модификаторы порошковой смеси для сверхзвуковой газопорошковой наплавки, ползуновский вестник, vol. 11, № 1/1, с. 173-176, 2012, http://elib.altstu.ru/elib/books/files/pv2012_01_1/pdf/173lednikov.pdf (dostęp 13.05.2018) [3] i.a. riabcew, strukturalna dziedziczność w procesach napawania, przegląd spawalnictwa (2011), vol. 83 (10), 50-55. [4] и.а. рябцев, и.к. сенченков, э.в. турык, наплавка. материалы, технологии, математическое моделирование, wydawnictwo politechniki śląskiej, gliwice, 2015. conclusions on the basis of conducted technological tests and testing of welded elements, the following conclusions can be made: 1. technological research of the surfacing of plates which simulate the conveyor coils after exploitation, with a side layer welded with chromium cast iron using hardface hc-o flux cored wire, has shown the possibility of making the upper coil layer using endotec do*390n flux cored wire, one-, two-, threeand four-layer, on the buffer layer padded with endotec do*02 flux cored wire. 2. technological research of the surfacing of plates which simulate the conveyor coils with a side layer productively welded using endotec do*390n flux cored wire, has shown the possibility of making the upper coil layer one-, two-, three and four-layer on a buffer layer padded with endotec do*02 flux cored wire. [5] w. napadłek, a. laber, badania wybranych właściwości wysokodyspersyjnych napoin wytworzonych techniką laserową przeznaczonych na elementy maszyn o podwyższonej odporności na zużycie w warunkach tarcia, tribologia (2010), vol. 41 (5), 21-36. [6] a. klimpel, t. kik: erosion and abrasion wear resistance of gma wire surfaced nanostructural deposits, archives of materials science and engineering (2008), vol. 30 (2) april, 121-124. [7] wa cored wires. hardfacing, www.welding-alloys.com plate number test line place of measurement according to figure 4 and hardness of hv10 padding weld haz basic material padding weld 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 11 a 592 707 642 134 130 136 136 136 135 – – b 333 354 348 – – – – – – – – c 665 724 715 – – – – – – – – g 720 691 710 – – – – – – 700 716 a 606 508 536 145 135 132 123 123 118 – – 14 b 292 285 258 – – – – – – – – c 642 734 673 – – – – – – – – d 734 803 882 – – – – – – – – e 858 824 960 – – – – – – – – f 1018 1003 1033 – – – – – – – – g 1010 1018 1022 – – – – – – 1032 1020 table vi. the results of hardness measurements of the surfaced test plates ps 5 2016 www.pdf 53przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 wpływ wielokrotnego naprawczego procesu spawania   metodą toptig długotrwale eksploatowanych ścian  szczelnych na strukturę i twardość swc złącza spawanego the influence of toptig multiple repair welding of long operated waterwall on the structure and hardness of heat affected zone of welded joints mgr inż. janusz pikuła, dr hab. inż. mirosław łomozik, dr inż. tomasz pfeifer – instytut spawalnictwa w gliwicach. autor korespondencyjny/corresponding author: janusz.pikula@is.gliwice.pl streszczenie artykuł przedstawia problematykę związaną z przygotowaniem i technologią spawania naprawczego związanego z remontami prowadzonymi na elemencie konstrukcyjnym po długotrwałej eksploatacji w przemyśle energetycznym. określono wpływ wielokrotnego procesu spawania naprawczego pęknięć powstałych w spoinie na strukturę i twardość strefy wpływu ciepła złącza spawanego ściany szczelnej. w badaniach proces spawania przeprowadzono przy użyciu zmechanizowanego spawania toptig™, będącego wysokowydajną odmianą metody tig. słowa  kluczowe: spawanie remontowe; ściana szczelna; toptig; energetyka; swc abstract the paper presents the problems of repair welding preparation and technology of the element after long-term operation in the power industry. it has been determined the influence of multiple repair welding of cracks formed in weld on the structure and hardness of waterwall weld joint. welding process was performed using mechanized welding toptig™, which is the high-efficiency tig method. keywords: repair welding; waterwall; toptig; power engineering; haz wstęp awarie spawanych instalacji energetycznych, często wynikające z dużego stopnia zużycia konstrukcji, wymagają przeprowadzenia stosownych napraw. najlepszym rozwiązaniem jest wymiana starych konstrukcji na nowe, jednak, ze względów technicznych i ekonomicznych takie rozwiązanie nie zawsze jest możliwe. w tym celu przeprowadza się spawanie remontowe [1]. producenci energii i instytucje odpowiedzialne za sektor energetyczny przede wszystkim podtrzymują istniejący stan obiektów i instalacji energetycznych. działania polegają na przeprowadzaniu racjonalnej i rzetelnej diagnostyki, przeglądów, napraw i modernizacji obiektów, które znacznie przekroczyły obliczeniowy czas pracy 100 000 godzin (wynikający z zastosowanej do obliczeń czasowej wytrzymałości na pełzanie). sytuacja jest szczególnie dramatyczna gdyż większość eksploatowanych w polsce bloków energetycznych przekroczyło już ten czas, osiągając czas eksploatacji ponad 200 000 godzin. decyzje o przedłużeniu eksploatacji poza ten czas są podejmowane z zastosowaniem metody oceny opartej o dane średniej czasowej wytrzymałości na pełzanie dla 200 000 godzin oraz o pozytywne wyniki kompleksowych badań diagnostycznych [2,3]. własności elementów janusz pikuła, mirosław łomozik, tomasz pfeifer konstrukcyjnych ulegają degradacji w wyniku uszkodzeń eksploatacyjnych. wśród procesów niszczenia występujących w instalacjach energetycznych wyróżnia się pełzanie, zmęczenie cieplno-mechaniczne, korozję wysokotemperaturową, erozję i kawitację, kruche pękanie i pęknięcia eksploatacyjne i korozyjne. uwarunkowania techniczno-ekonomiczne, ekologiczne, prawne i przede wszystkim czynniki materiałowotechnologiczne ukierunkowują rozwój technologii energetycznych. wysokotemperaturowa wytrzymałość i trwałość (określana jako żarowytrzymałość) elementów konstrukcyjnych urządzeń ciśnieniowych są zależne od stabilności struktury materiału, technologiczności, rozwiązań konstrukcyjnych i poziomu zaawansowania technologii. elementy konstrukcyjne w przemyśle energetycznym są eksploatowane w warunkach lokalnej kumulacji oddziaływania niejednorodnych i niestacjonarnych pól temperatury oraz obciążeń mechanicznych, środowiska, zmian i niejednorodności struktury materiału. w związku z tym mogą występować zmiany własności mechanicznych, a przy okresowych, losowych przeciążeniach powstawać lokalne odkształcenia plastyczne i uszkodzenia, występujące zwykle w strefach spiętrzenia naprężeń wywołanych karbami meprzeglad welding technology review 54 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 chanicznymi, karbami strukturalnymi oraz dużym gradientem temperatury. zmiany struktury, geometria i naprężenia pozostające w złączach spawanych powodują koncentrację naprężeń zmniejszając tym samym wytrzymałość zmęczeniową [4]. szczególnie strefa wpływu ciepła (swc) jako obszar o zróżnicowanej mikrostrukturze, jest podatna na inicjację pęknięć [5]. jednym z elementów komory paleniskowej kotła jest ściana szczelna, której zadaniem jest zagwarantowanie szczelności kotła po stronie spalin i zwiększenie ogólnej sprawności kotła. szeroko stosowane są rury opłetwowane składające się z rur gładkich, do których są przyspawane płaskowniki lub kształtowniki [6]. w wyniku eksploatacji ścian szczelnych występują różne wady, m.in. takie jak [7]: wykrzywienie panelu o ponad ±50 mm, przelotowe (na wskroś grubości) pęknięcia wzdłuż płetwy, nieprzelotowe pęknięcia w złączach spawanych wzdłuż płetw z wyjściem na ściankę rury (rys. 1), pęknięcia w materiale podstawowym rur, rozwarstwienia materiału rur wychodzące na powierzchnię i wyrwania zmniejszające grubości ścianki rury. nieprzelotowe pęknięcia w złączach spawanych wzdłuż płetw z wyjściem na ściankę rury wykrywa się podczas kontroli wizualnej lub badań magnetyczno-proszkowych. wadę usuwa się poprzez wymianę odcinka rury z pęknięciem. naprawa takich pęknięć może zostać wykonana poprzez wycięcie jedynie fragmentu spoiny, a następnie ponowne ułożenie spoiny [7]. wycinana część materiału powinna być odpowiednio głęboka i długa, aby usunąć całą niezgodność, a na końcach kraterów powinien zostać wykonany łagodny skos od dna do powierzchni metalu spawanego [8]. nie można wykluczyć możliwości powstawania pęknięć w spoinie w tym samym miejscu ściany szczelnej i związanych z tym ponownych napraw. dlatego jedną z głównych idei badań było określenie wpływu wielokrotnego spawania remontowego na strukturę i twardość złączy naprawczych ścian szczelnych. rys. 1. pęknięcie w spoinie ściany szczelnej w stanie po długotrwałej eksploatacji fig. 1. the crack in the waterwall weld after long-term operation spawanie remontowe instalacji energetycznych przeprowadza się przede wszystkim elektrodami otulonymi (mma), natomiast w niektórych przypadkach znajduje zastosowanie metoda tig. w niniejszym artykule przedstawiono wyniki badań spawania naprawczego przy użyciu wysokowydajnego automatycznego i zrobotyzowanego spawania metodą tig toptig™. w standardowej mechanizacji spawania metodą tig z dodatkiem drutu, drut jest podawany w sposób ciągły lub pulsujący i doprowadzany w tylną strefę jeziorka spawalniczego bezpośrednio za łukiem, pod kątem 40°60°. w metodzie toptig system zmechanizowanego podawania drutu zintegrowano z dyszą gazową w sposób umożliwiający uzyskanie tylko 20° kąta odchylenia drutu od osi elektrody wolframowej. metodę toptig opracowano w celu uzyskania wysokiej prędkości spawania, spoin wysokiej jakości bez wad lub niezgodności spawalniczych i spawania bez rozprysku [9÷11]. spawanie naprawcze metodą toptig badania przeprowadzono na wyciętych fragmentach ściany szczelnej ze stali kotłowej w gatunku p265gh. ściana szczelna, z której wycięto próbki była eksploatowana przez 180 000 godzin i wymagała naprawy ze względu na korozję niskotlenową. próbki do badań oczyszczono z korozji przy użyciu procesu piaskowania. naprawianą spoinę usuwano przy użyciu procesu frezowania. frezowanie stosowano każdorazowo przed kolejnym spawaniem naprawczym, aby usunąć spoinę pierwotną (spoinę, która pracowała w kotle), a następnie kolejne spoiny naprawcze. na potrzeby badań przeprowadzonych w warunkach laboratoryjnych, zastosowanie procesu frezowania umożliwiło w trakcie przygotowania próbek zmniejszenie wpływu występujących zmiennych czynników na wymiar i kształt obszaru przygotowanego do przeprowadzenia spawania naprawczego (m.in. głębokość rowka) oraz ewentualne przegrzanie materiału w trakcie usuwania spoiny przy użyciu szlifierki kątowej. do spawania zastosowano urządzenie air liquide toptig 220 dc oraz robot romat 310 firmy cloos (rys. 2). rys. 2. stanowisko spawalnicze na którym przeprowadzono wielokrotny proces spawania naprawczego fig. 2. welding station used in carrying out a multiple repair welding process jednokrotny proces spawania naprawczego obejmował usunięcie spoiny i proces spawania naprawczego, dwukrotny proces obejmował usunięcie spoiny, proces spawania naprawczego, ponowne usunięcie spoiny i ponowne spawanie naprawcze. analogicznie przeprowadzono trzy-, cztero i pięciokrotne spawanie naprawcze. w badaniach założono wykonanie spoiny naprawczej o wymiarach zbliżonych i nie mniejszych niż wymiary spoiny pierwotnej (usuwanej). na podstawie badań metalograficznych makroskopowych zgładów złączy wyciętych z 3 losowych miejsc fragmentów ściany szczelnej, stwierdzono brak powtarzalności pod względem 55przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 kształtu i wymiarów spoin pierwotnych wykonanych w procesie produkcji (tablica i). na tym etapie stwierdzono, że mogą występować różnice struktury i kształtu swc złączy spawanych wykonanych w procesach naprawczych. zgłady do badań metalograficznych makroskopowych trawiono przy użyciu odczynnika adlera, natomiast mikroskopowych trawiono dwuetapowo (3 i 2 sekundy) odczynnikiem nital. badania metalograficzne mikroskopowe wykonanych złączy naprawczych wykazały występowanie zjawiska oddziaływania kolejnych cykli cieplnych wynikających z wielokrotnego procesu spawania naprawczego, w efekcie czego w swc tworzą się strefy struktur odpuszczonych i następuje rozdrob nienie ziarna, podobnie jak w procesie spawania wielowarstwowego, w którym kolejne cykle cieplne wywierają wpływ na mikrostrukturę [1]. na rysunku 3 przedstawiono efekt zjawiska niecałkowitego rozdrobnienia gruboziarnistego obszaru swc drugiego złącza naprawczego, co jest efektem mniejszej głębokości wtopienia spoiny naprawczej. wynika z tego kolejność ułożenia poszczególnych obszarów swc począwszy od spoiny: gruboziarnisty, średnioziarnisty, drobnoziarnisty, średnioziarnisty i drobnoziarnisty. zaobserwowano również zjawisko występowania w swc w równej odległości od linii wtopienia stref o różnej strukturze i rozmiarze ziarn (rys. 4). próbka 1,  slewa=4,2 mm, sprawa=3,5 mm próbka 2,  slewa=3,8 mm, sprawa=3,4 mm próbka 3,  slewa=4,7 mm, sprawa=4,0 mm tablica i. makrostruktura spoin pierwotnych, s grubość lewej i prawej spoiny pachwinowej z głębokim przetopem zgodnie z pn-en iso 2553:2014-03 [12] table i. the primary welds microstructure, s thickness of left and right deep penetration fillet welds according to pn-en iso 2553:2014-03 [12] rys. 3. rozmieszczenie stref swc, drugie złącze naprawcze, metoda toptig, spoina po lewej stronie fig. 3. distribution of haz zones, second repair joint, toptig method, weld on the left side obserwację mikrostruktury złącza w swc i pomiar twardości wykonano w 6 obszarach przedstawionych na rysunku 5. mikrostruktura złączy naprawczych swc wykonanych metodą toptig była zróżnicowana pod względem fazowym. w obszarze 1 i 4 swc (przy linii wtopienia) występował bainit, ferryt ziarnisty i płytkowy, jednak w niektórych złączach stwierdzono występowanie większej ilości ferrytu. w obszarach 2 i 5 w większości złączy stwierdzono występowanie ferrytu ziarnistego, ale występowały złącza rys. 4.  różnica mikrostruktury swc w tej samej odległości od linii wtopienia (struktura gruboziarnista z lewej, drobnoziarnista z prawej, spoina – górna część rysunku), trzecie złącze naprawcze, metoda toptig, powiększenie x200 fig. 4. the difference in the microstructure of the haz at the same distance from the fusion line (coarse-grained structure on the left, fine-grained on the right, weld on the top of figure), third repair joint, toptig method, magnification x200 rys. 5. obszary obserwacji mikrostruktury i pomiaru twardoście fig. 5. areas of microstructure observation and hardness measurement w których w tych obszarach przeważał bainit. w obszarze swc najdalej oddalonym od linii wtopienia (obszary 3 i 6) główną fazą był ferryt ziarnisty w mieszaninie z bainitem lub perlitem. 56 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 nieregularność struktury w swc wynikająca z procesu spawania naprawczego miała bezpośredni wpływ na rozkład twardości w swc, co wskazano strzałkami na rysunku 6. kolejne procesy spawania naprawczego i wynikające z nich cykle cieplne powodowały różnice w twardościach poszczególnych obszarów swc, co widoczne jest w wynikach pomiaru twardości w obszarze 4, w którym w czwartym i piątym złączu naprawczym stwierdzono wyższe twardości (rys. 7). rys. 6. zdjęcie makroskopowe (z lewej) i mapa twardości hv1 (z prawej) trzeciego złącza naprawczego wykonanego metodą toptig fig. 6. macroscopic picture (left) and hv1 map hardness (right) of the third repair joint, toptig method rys. 7. wartości twardości w spoinie i poszczególnych obszarach swc kolejnych złączy naprawczych, punkty pomiaru wg schematu na rysunku 5 fig. 7. weld and haz hardness of repair joints, measurement points according to figure 5 literatura [1] łomozik m.: rozprawy monografie 172, morfologia i własności plastyczne obszarów strefy wpływu ciepła w stalowych złączach spawanych w aspekcie użycia ściegów odpuszczających. wydawnictwa agh, kraków, 2007. [2] dobrzański j.: materiałoznawcza interpretacja trwałości stali dla energetyki. open access library, tom 3, 2011. [3] hernas a., dobrzański j.: trwałość i niszczenie elementów kotłów i turbin parowych. wydawnictwo politechniki śląskiej, gliwice, 2003. [4] biłous p., łagoda t.: structural notch effect in steel welded joints. materials & design, tom 3, nr 10, 2009, s. 4562–4564. [5] ahiale g.k., oh y-j.: microstructure and fatigue performance of buttwelded joints in advanced high-strength steels. materials science and engineering: a, nr 597, 2014, s. 342–348. [6] glinkowski b., drygalski e., szczęsny t.: technologia robót kotlarskich. wydawnictwa naukowo-techniczne, warszawa, 1968. [7] бурганов а.д., ленин л.м., бабич б.г.: ремонт газоплотных паровых котлов. москва, энергоатомиздат, 1985. [8] słania j., urbańczyk p.: technologia wytwarzania oraz plan kontroli jakości przegrzewacza pary kotła parowego wg pn-en 12952-5. przegląd spawalnictwa, nr 5, 2012, s. 29-41. [9] grundmann j.: wysoko wydajne spawanie cienkich blach – toptigtm. biuletyn instytutu spawalnictwa, nr 5, 2008, str. 69-71. [10] turyk e., grobosz w., kuzio t., dudek s., riabcew i.a.: warunki technologiczne zmechanizowanego spawania tig z użyciem różnych systemów regulacji parametrów prądowych i podawania drutu. biuletyn instytutu spawalnictwa, nr 5, 2015, s. 28-33. [11] fortain j.m., guiheux s., opderbecke t.: toptig alternative to weld very thin sheet.. iiw doc. no. xii-1885-06. [12] pn-en iso 2553:2014-03 spajanie i procesy pokrewne umowne przedstawianie na rysunkach złącza spajane. wnioski przygotowując parametry spawania naprawczego należy wziąć pod uwagę ewentualne różnice w wymiarach spoin naprawianych (usuwanych) i rowka wykonanego w procesie wycinania. wielokrotny proces spawania naprawczego powoduje zróżnicowanie mikrostruktury swc pod względem udziału poszczególnych faz i wielkości ziarn. podobnie jak w procesie spawania wielowarstwowego, w równej odległości od linii wtopienia mogą wystąpić strefy o różnej strukturze i rozmiarze ziarn, co wynika z oddziaływania kolejnych cykli cieplnych spawania. występuje prawdopodobieństwo powstania karbów strukturalnych wynikające z dużego gradientu twardości naprawczych złączy spawanych metodą toptig, w których twardość spoiny może być nawet o 45% większa od twardości swc przy linii wtopienia. w wielokrotnych złączach naprawczych nie występują niebezpieczne strefy bardzo wysokich twardości, jednak należy brać pod uwagę nieregularność pola twardości w swc wynikającą z rozdrobnienia ziarn przy linii wtopienia i ewentualne karby strukturalne powstałe w tych obszarach. ps 10 2016 www.pdf 39przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 diagnostyka płyt warstwowych  za pomocą metody radarowej diagnostics sandwich panels by gpr method dr hab. inż. grzegorz świt, prof. pśk; mgr inż. łukasz sławski; mgr inż. łukasz kosno – politechnika świętokrzyska. autor korespondencyjny/corresponding author: lukaslaw@poczta.fm streszczenie w pracy przedstawiono zastosowanie metody radarowej do oceny stanu technicznego i jakości wykonania ściennych płyt warstwowych. przedmiotem badań były prefabrykowane płyty warstwowe zastosowane w konstrukcji zewnętrznych ścian nośnych budynków wykonanych z płyt prefabrykowanych systemu w-70 w latach 70-tych ubiegłego wieku. badaniom poddano także również płyty warstwowe wykonane w zakładzie prefabrykacji obecnie. ocena stanu technicznego obejmowała określenie grubości poszczególnych warstw płyt, ilości i rozstawu zbrojenia oraz sprawdzenia istnienia ewentualnych nieciągłości i rozwarstwień warstw. sprawdzenia poprawności i dokładności odczytów radarowych dokonano poprzez porównanie z wykonanymi odkrywkami w płytach systemu w-70 wbudowanych w konstrukcje, oraz z rysunkami warsztatowymi. podano procedurę prowadzenia badań radarowych wraz z zaleceniami dotyczącymi ustawień aparatury badawczej. podano wnioski i zalecenia wynikające z analizy danych radarowych bazując na badaniach własnych i przeglądzie literaturowym. wyniki badań posłużyły do określenia efektywności metody radarowej stosowanej do oceny stanu technicznego płyt warstwowych w budynkach „z wielkiej płyty”. słowa kluczowe: metoda radarowa; płyty warstwowe; gpr; diagnostyka; system w-70 abstract the paper presents the application of georadar method for sandwich panel assessment. the subject of research were precast sandwich panels comprising external supporting walls of a building designed in accordance to w-70 prefabrication system. panels made in prefabrication plant were also investigated directly after its construction. the research concerned determination of panel layers’ thickness, quantity and distance between rebar and verification of layers’ delamination. the construction members of w-70 system were verified by open pits and elements examined in the prefabrication plant by detail design. application of filtering procedures was described and interpretation of the obtained results was discussed. conducted research allowed to determine the efficiency of georadar method for precast sandwich panels’ testing. keywords: radar method; sandwich panels; gpr; diagnostic; system w-70 wstęp budynki z prefabrykatów są integralnym krajobrazem polskich miast. w większości były one wykonywane w technologii tzw. wielkiej płyty, a ich okres bezpiecznej pracy określany był na 50 lat. w trakcie ich użytkowania wprowadzano różnego rodzaju rozwiązania racjonalizatorskie (zmniejszano grubość ocieplenia, stosowano zbrojenie o innych średnicach i gatunku stali, zmniejszano liczbę szpilek i wieszaków) co prowadziło do powstawania różnego typu uszkodzeń (rozwarstwień, przemarzania, korozji zbrojenia). w międzyczasie zmieniały się także normy dotyczące izolacyjności ścian co dodatkowo zwiększało problemy związane z budynkami z tzw. wielkiej płyty [1]. dlatego też w przypadku już istniejących budynków wybudowanych z płyt warstwowych, jak i nowo produkowanych elementach tak istotna jest diagnostyka oraz kontrola ich produkcji [16]. przeprowadzono liczne badania nieniszczące związane z diagnostyką podobnych elementów [17,18]. jedną z możliwych metod badawczych jest technika radarowa, która umożliwia ocenę stanu technicznego oraz poprawność wykonania płyt warstwowych. metoda radarowa metoda radarowa jest to mobilna, geofizyczna metoda diagnostyczna, opierająca się na zjawisku odbicia fali elektromagnetycznej od granicy ośrodków, pomiędzy którymi występuje kontrast właściwości elektrycznych. urządzeniem, który wykorzystuje tą metodę to georadar. przed wykonaniem pomiaru należy dokonać odpowiedniej kalibracji grzegorz świt, łukasz sławski, łukasz kosno przeglad welding technology review 40 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 sprzętu. kalibracja dotyczy określenia: – długości okna czasowego i ilości próbek w śladzie, – liczby złożeń (sumowania) sygnału, – trybu i interwału zapisu śladów radarowych, – częstotliwość próbkowania sygnału. zalecenia odnośnie poprawnego ustalenia tych parametrów można znaleźć w pracach [2] i [3]. otrzymane dane w postaci obrazów falowych zwanych radargramami należy odpowiednio przetworzyć poprzez specjalistyczne oprogramowanie stosując odpowiednie procedury filtracyjne. wybór procedur oraz ich kolejność jest bardzo istotna i jest związana bezpośrednio z celem badań. tak przetworzone profile można poddać interpretacji. przedstawione w artykule badania nieniszczące wykonane z zastosowaniem georadaru miały na celu odpowiednią diagnostykę trójwarstwowych elementów ściennych. pomiary przeprowadzono przy użyciu georadaru impulsowego typu ris-k2 alladin oraz anteny bipolarnej o częstotliwości 2ghz. zastosowano próbkowanie sygnału o wartości 1024, natomiast akwizycję prowadzono w oknie czasowym o długości 20 ns. pomiary na płycie wykonano w stałych interwałach odległościowych, równoległych względem siebie. rezultaty badań metoda radarowa pozwala na wgląd do wnętrza badanych prefabrykatów, co umożliwiło identyfikację elementów i warstw konstrukcyjnych. przeprowadzono analizę profili radarowych, a otrzymane wyniki porównano z dokumentacją techniczną. poniżej zaprezentowano interpretację jednego z nich przy zastosowaniu procedur filtracyjnych w wymienionej kolejności w oparciu o prace [4,5]: – move start time – filtr przesuwa skan do poziomu zero, rys. 1. profil georadarowy płyty ściennej wraz z interpretacją fig. 1. wall panel georadar profile and its interpretation – filtr wzmacniający liniowy – wzmacnia sygnał wg charakterystyki liniowej, – odjęcie średniej ruchomej – usuwa zakłócenia o niskich częstotliwościach, – pionowy filtr przepustowy – filtr częstotliwościowy o zakresie 1,7-2,0 ghz. poniższy profil przedstawia przekrój przez płytę ścienną systemu w-70. widoczne są granice ośrodków beton-styropian, styropian-beton i beton-powietrze. ich krzywoliniowy charakter wynika z lokalnych zmian prędkości propagacji fali em w ośrodku. zróżnicowanie prędkości propagacji fali w warstwach betonu i izolacji powoduje również, iż proporcje grubości warstw widoczne na profilu nie pokrywają się z proporcjami rzeczywistymi. wierzchołki widocznych na górze radargramu paraboli pokrywają się z lokalizacją prętów zbrojenia warstwy fakturowej, poprzecznych do kierunku skanowania. widoczna jest również szpilka stalowa występująca po lewej stronie skanu, wieszak na jego środku oraz kolejna szpilka po stronie prawej. na tej podstawie oraz w oparciu o literaturę określono najważniejsze wytyczne dotyczące diagnostyki elementów ściennych trójwarstwowych. grubość warstw przeprowadzono wiele badań oraz napisano liczne prace naukowe dotyczące określania grubości warstw elementów wielowarstwowych metodą radarową [6÷8]. na podstawie przeglądu literatury oraz badań własnych stwierdzono, że najważniejsze jest określenie prędkości rozchodzącego się sygnału w danej warstwie oraz czasu jaki potrzebował sygnał aby, przebyć daną warstwę. czas możemy odczytać bezpośrednio z radargramu. jednakże są aspekty na które należy zwrócić szczególną uwagę przy odczycie. bardzo istotne jest 41przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 aby na radargramie dokładnie wychwycić granicę ośrodków. poniżej zaprezentowano dwa przypadki profili radarowych uzyskanych za pomocą jednego skanu i zaznaczono na nich granice ośrodków (jest to możliwe wyłącznie przy wykorzystaniu anteny bipolarnej gdyż posiada dwie pary anten spolaryzowanych prostopadle). pierwszy z nich dotyczy anten ułożonych równolegle do siebie, przesuwających się prostopadle do wytyczonego profilu pomiarowego. w takim usytuowaniu pole elektryczne jest spolaryzowane równolegle do dłuższej osi anteny. natomiast w drugim anteny również były ułożone równolegle do siebie lecz przesuwały się równolegle do wytyczonego profilu pomiarowego przez co pole elektryczne jest spolaryzowane prostopadle do dłuższej osi anteny. łatwo zauważyć, że cele zlokalizowane prostopadle do kierunku ruchu anteny (równoległe do dipoli anteny) wykazują największą wrażliwość tzn. duża część energii sygnału od nich jest odbijana, przez co są łatwe do wychwycenia. liczność odbić w takim przypadku może zakłócać poprawną interpretację granic ośrodków, wtedy możemy się posłużyć radargramem, gdzie dipole są zorientowane prostopadle do kierunku ruchu anteny. tak jest w podpunkcie b rysunku 2, gdzie odbicia prostopadłe do kierunku ruchu anteny nie zostały wychwycone. poprawna interpretacja granicy ośrodków, pozwala na odczyt czasu w jakim nastąpiło przejście z jednego ośrodka w drugi posługując się pojedynczym rozkładem amplitudy sygnału co przedstawia rysunek 3. rys. 2. profil georadarowy płyty ściennej wraz z zaznaczeniem granic ośrodków fig. 2. wall panel georadar profile with marked interface tam gdzie sygnał zaczyna zmieniać gwałtownie swoją prędkość z mniejszej na większą towarzyszy temu zmiana amplitudy sygnału z ujemnego na dodatni i analogicznie w przeciwnym przypadku. drugim ważnym czynnikiem przy określaniu grubości warstw tak jak wspomniano jest prędkość rozchodzenia się impulsu. sposoby jego określania stanowi : – tablica fizyczna (jeżeli znamy materiał z którego wykonano daną warstwę), – kształt hiperboli (bezpośrednio odczytując z programu (jest to możliwe gdy badana warstwa zawiera obiekt zlokalizowany prostopadle do linii skanowania)), – amplituda sygnału (patrz praca [9]). jednakże należy też pamiętać o tym, że w przypadku gdy dany ośrodek jest zawilgocony lub mocno niejednorodny, metoda ta staje się bardzo nieefektywna, gdyż prędkość impulsu rozchodzi się w takim ośrodku w bardzo zróżnicowany sposób. również w przypadku granicy ośrodków o podobnych właściwościach dielektrycznych może być ona trudna do wykrycia. o dokładności wyników stanowi rozdzielczość pozioma i pionowa, którą szczegółowo opisano w pracy [2]. istnieją również modele obliczeniowe za pomocą których określa się grubości warstw w zależności od stopnia wilgotności elementu [10], jednakże złożoność ich zastosowania nie nadaje się obecnie do praktycznego zastosowania. rys. 3. pojedynczy ślad radarowy w przekroju 1-1 i jego interpretacja fig. 3. single georadar trace in cross section 1-1 and its interpretation ilość i rozstaw zbrojenia bardzo wiele elementów warstwowych ściennych stanowią płyty betonowe. zbrojenie w nich zawarte stanowi najczęściej siatka prętów ułożonych prostopadle względem siebie. za pomocą metody radarowej można określić rozstaw tych prętów oraz ich położenie. natomiast oszacowanie za pomocą georadaru średnicy pręta jest bardzo nieefektywne ze względu na poziom dokładności ±5 mm, jednakże obecnie podejmowane są próby numeryczne przetwarzania danych radarowych, które pozwalają na uzyskanie znacznie większej precyzji, ale są one dopiero wdrażane na świecie [11]. radargramy jakie uzyskano dla płyt w-70 z otworem okiennym wykazały brak pionowych prętów zbrojenia warstwy fakturowej ponad otworem okiennym. wierzchołki parabol obrazujące pręty poprzeczne do kierunku skanowania (pionowe) występują tylko z lewej i prawej strony (rys. 4). odległości między wierzchołkami parabol stanowi rozstaw zbrojenia pionowego w płycie. metoda ta zezwala na szybki i prosty sposób kontroli zbrojenia, jednakże istnieją warunki kiedy jest nieefektywna. przy detekcji drugiego rzędu zbrojenia i niższych, jak i zarówno prętów w nich zawartych należy zwrócić uwagę na: – odległość między rzędami zbrojenia musi być w odległości większej niż ¼ długości fali rozchodzącej się w betonie, aby na radargramie zobaczyć je oddzielnie, – dwa pręty będące na tej samej głębokości przy odstępie bocznym mniejszym niż 5 cm na radargramie będą przedstawiane jako jeden obiekt, 42 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 – sygnał radarowy przeniknie metalową siatkę zbrojenia, jeżeli rozstaw zbrojenia jest większy niż długość fali rozchodzącej się w betonie, – stożek promieniowania anteny musi objąć badany rząd zbrojenia, – głębiej usytuowany pręt tzn. w niższym rzędzie może być niewidoczny jeżeli znajduje się bez pośrednio pod innym prętem lub w bliskiej odleg łości. uwagi te wychwycono w oparciu o badania własne i prace naukowe [12,13]. rys. 4. przekrój radarowy przedstawiający brak prętów zbrojeniowych nad otworem okiennym fig. 4. radar cross-section presenting lack of rebar above the window opening rozwarstwienie w przypadku badań własnych nie udało się zlokalizować delaminacji warstw, natomiast istniej wiele prac poświęconych temu zagadnieniu [14,15]. niestety i w tym przypadku wady stosowania metody radarowej to: – zakłócenia szumami, które mogą być błędnie interpretowane i traktowane jako rozwarstwienie, – pojawienie się tzw. artefaktów, które przedstawiają zakłamany obraz rzeczywistości, – dokładność metody zależna od rozdzielczości poziomej i pionowej. podsumowanie ocena stanu technicznego płyt warstwowych jest możliwa przy zastosowaniu metody radarowej. jednakże aby móc w sposób efektywny z niej korzystać należy spełnić szereg kryteriów. dotyczy to takich aspektów jak: – odpowiednia kalibracja, – poprawna filtracja danych radarowych, – znajomość aspektów w przypadku, których metoda nie jest miarodajna. rozwój techniki w przeciągu kilku ostatnich lat spowodował, że niektóre ograniczenia metody są całkowicie lub częściowo zniwelowane. jednakże są potrzebne dalsze badania w celu eliminacji kolejnych przeszkód. literatura [1] m. wójtowicz: możliwość awarii warstwowych ścian zewnętrznych budynków wielkopłytowych – problem realny czy sensacja medialna, materiały konferencyjne, xxv konferencja naukowo-techniczna, s. 533-542, 24-27.05.2011, międzyzdroje. [2] a. p. annan: introduction to gpr, sensor & software, inc. – tutorial notes, 2003, canada. [3] a. p. annan: ground penetrating radar in near-surface geophysics, in investigations in geophysics, no. 13 society of exploration geophysicists, pp. 357-438, 2005. [4] b. rajchel: analiza przydatności metody georadarowej do badania stropów budynków, przegląd geologiczny, vol.62, nr. 10/2, 2014. [5] j. karczewski: zarys metody georadarowej, uczelniane wydawnictwo naukowo – dydaktyczne agh, 2007, kraków. [6] a. giannopoulos, n. diamanti: a numerical investigation into the accuracy of determining dielectric properties and thicknesses of pavement layers using reflection amplitude gpr data, 10-th international conference on ground penetrating radar, pp. 655-658, 21-24 june 2004, delft, the netherlands. [7] a. loizos, ch. plati: accuracy of pavement thicknesses estimation using different ground penetrating radar analysis approaches, ndt&e international, vol. 40, pp. 147-157, march 2007. [8] k.r. maser, t. scullion, w.m.k. roddis, e. fernando: radar for pavement thickness evaluation, non – destructive testing of pavements and backcalculations of moduli: astm stp 1198, vol. 2, american society of testing materials, pp. 343-360, 1994, philadelphia, usa. [9] i. l. al-qadi, s. lahouar: measuring layer thicknesses with gpr – theory to practice, construction and building materials 19; pp. 763-772, 2005. [10] t. bourdi, f. boone, j. e. rhazi, g. ballivy: progress in electromagnetic research m., vol. 28, pp. 89-99, 2013. [11] che way chang, chen hua lin, hung sheng lien: measurement radius of reinforcing steel bar in concrete using digital image gpr, construction and building materials 23, pp. 1057-1063, 2009. [12] gssi handbook for radar inspection of concrete, geophysical survey system, august 2006, usa. [13] ł. topczewski: improvement and application of gpr non – destructive technique for the concrete bridge inspection, doctoral thesis, july 2007, portugal. [14] astm, standard test method for evaluating asphalt – covered concrete bridge decks using ground penetrating radar designation d 6087–08, astm international, 2005, west conshohocken, pennsylvania, usa. [15] k. r. maser: integration of gpr and infraned thermography for bridge deck condition, ndtce’09, 2009, france. [16] r. runkiewicz: stosowanie metod nieniszczących do oceny stanu technicznego budynków wielkopłytowych, przegląd spawalnictwa, vol. 86, nr 10, 2014, str. 51-59. [17] k. schabowicz: lokalizacja imperfekcji w płycie betonowej za pomocą tomografii ultradźwiękowej, przegląd spawalnictwa, vol. 87, nr 12, 2015, str. 14-16. [18] g. świt, a. krampikowska, k. schabowicz: zastosowanie metody emisji akustycznej do lokalizacji uszkodzeń w zbiorniku na produkty ropopochodne, przegląd spawalnictwa, vol. 87, nr 12, 2015, str. 50-54. ps 12 2015 www 81przegląd spawalnictwa vol. 87  12/2015 sporządzanie ekspertyz i opinii technicznych w oparciu o badania wizualne luf artyleryjskich technical expertise and opinion based on visual testing artillery barrels mgr inż. szymon kubisiak – olympus polska sp. z o.o, mgr inż. mirosław chmieliński, dr inż. artur cywiński – akademia marynarki wojennej. autor korespondencyjny/corresponding author: a.cywinski@amw.gdynia.pl streszczenie w artykule dokonano charakterystyki wybranych problemów badań wizualnych luf artyleryjskich, które stanowią źródło podstawowych informacji niezbędnych dla podjęcia decyzji dotyczących badanych luf artyleryjskich lub decyzji diagnostycznych (opinia techniczna), związanych z ich dalszą eksploatacją. badania wizualne należą do grupy badań nieniszczących pozwalających na szybkie, dokładne i jednoznaczne określenie stanu technicznego wewnętrznych przestrzeni luf armat artyleryjskich. zaprezentowano tez przykład rozwiązań firmy olympus współpracującej z wojskiem, w których oferowane rozwiązania powstają w oparciu o najnowsze rozwiązania technologiczne i spełniające wysokie wymagania wojskowe. badania diagnostyczne zakończone sporządzaniem ekspertyzy i opinii technicznej w oparciu o badania wizualne luf artyleryjskich zajmują istotną pozycję w procesie bezpieczeństwa eksploatacji. słowa kluczowe: bezpieczeństwo eksploatacji, lufa artyleryjska, badania wizualne abstract the article presents the characteristics of selected problems of visual testing artillery barrels, which are a source of basic information necessary to make decisions regarding the respondents barrels of artillery or diagnostic decisions (technical opinion) associated with their further exploitation. visual testing belong to the group of ndt (non-destructive testing) enabling fast, accurate and unambiguous definition of the technical condition of the interior spaces artillery cannon barrels. also presents example solutions olympus cooperating with the army. which offered solutions are based on the latest technology and meet demanding military specifications. investigations completed drafting expertise and technical opinion based by visual testing artillery barrels occupy an important position in the process of safety in exploitation. keywords: operational safety, barrel artillery, visual testing wstęp współczesne armaty posiadają na swoim wyposażeniu coraz doskonalsze lufy artyleryjskie, pomimo tego, w praktyce eksploatacyjnej znane są przypadki poważnych ich uszkodzeń, których pierwotne przyczyny nie zostały wykryte w odpowiednim czasie. trudności rozpoznawania uszkodzeń luf artyleryjskich na podstawie zmian wartości poszczególnych parametrów charakteryzujących stan techniczny, związane są z niewłaściwą interpretacją symptomów powstałego defektu. często są one identyfikowane, jako symptomy naturalnego procesu starzenia lub zużycia poszczególnych elementów uzbrojenia artyleryjskiego zdeterminowane czasem jego eksploatacji. zewnętrzne objawy w takich przypadkach są zazwyczaj zbieżne i trudne do jednoznacznego określenia. w takich przypadkach jedyną możliwość uzyskania arbitralnej diagnozy o stanie technicznym armat tj., luf artyleryjskich zapewnia wzierszymon kubisiak, mirosław chmieliński, artur cywiński nikowanie jego przestrzeni wewnętrznych z wykorzystaniem endoskopów. w sposób bezinwazyjny, bardzo szybki, a co najważniejsze jednoznaczny rozwiane zostają wątpliwości nurtujące eksploatatora. również nieeksploatowane wyroby obronne, w tym armaty znajdujące się w magazynach i składach, przechowywane przez lata, mogą też być później instalowane na okrętach, w każdej chwili muszą być w stanie pełnej sprawności bojowej. aby uzbrojenie artyleryjskie mogło wypełnić stojące przed nim zadanie, powinno być w każdej chwili w pełnej sprawności, wszystkie części, urządzenia, mechanizmy i układy powinny być prawidłowo zakonserwowane, tj. np. nasmarowane zabezpieczone przed korozją. troskliwy stosunek do uzbrojenia jest dowodem wysokiej kultury technicznej i dyscypliny żołnierzy. 82 przegląd spawalnictwa vol. 87 12/2015 charakterystyka eksploatacji luf artyleryjskich prawidłowa ocena stanu technicznego luf armatnich wymaga doświadczenia i wiąże się z dużą odpowiedzialnością, lecz prawidłowo wykonana może uchronić ww. sprzęt przed ostateczną utratą własności, zminimalizować koszty, a w szczególności zapobiec nie rzadko śmiertelnym wypadkom. umiejscowienie diagnostyki technicznej wyrobów obronnych w problematyce monitorowania i zarządzania w czasie realizacji m.in. projektów badawczo-rozwojowych, wskazuje na jej miejsce i zadania, a racjonalne wprowadzanie osiągnięć nowoczesnych technologii diagnostycznych zapewnia efektywność ekonomiczną ich funkcjonowania. badania nieniszczące, w omawianym przypadku to badania wizualne metodą endoskopową, pozwalają na szybką i wnikliwą ocenę stanu technicznego luf artyleryjskich, bez konieczności częściowego demontażu ww. sprzętu, a służą wykryciu przyczyn awarii lub uszkodzenia sprzętu, jak również wyeliminowaniu przyczyn niesprawności, dla zapewnienia bezpiecznej eksploatacji uzbrojenia [4]. przy opracowywaniu prognoz diagnostycznych uzbrojenia artyleryjskiego, należy uwzględniać dane o prawidłowości rozwoju procesów kontrolowanych i ich uwarunkowaniach rozwojowych, a także możliwych dodatkowych czynnikach wpływających na ich przebieg. podstawowym założeniem badań nieniszczących jest dokonanie oceny stanu badanego obiektu bez dokonywania ingerencji w jego budowę i wzajemne połączenia, a tego typu diagnostyka jest nauką zajmującą się badaniem stanu obiektów za pomocą metod, które można określić jako bezinwazyjne. nazwa taka przyjęła się powszechnie w medycynie i dobrze oddaje istotę stosowanych metod badawczych: badanie nie powoduje zniszczenia obiektu, a jego stan, pomimo przeprowadzenia badania, nie zmienia się. w trakcie eksploatacji lufy artyleryjskich ulegają zużyciu. zużycie to jest wynikiem oddziaływania gazów prochowych o wysokiej temperaturze, tarcia pocisku o ścianki oraz chemicznych reakcji zachodzących pomiędzy aktywnymi produktami spalania prochu i materiału lufy. rys. 1. przykład uszkodzonej 23 mm lufy zu-23-2m. źródło: opracowanie własne fig. 1. the example of damaged 23 mm barrel of zu-23-2m. reference: private elaboration efektem działania powyższych czynników jest powstawanie ubytków materiału, pęknięć i szczelin oraz odprysków powłoki ochronnej (jeżeli jest zastosowana) w przewodzie lufy. intensywność i charakter tych zjawisk jest zależny od kalibru działa, używanych typów pocisków i rodzaju stosowanych materiałów miotających. rys. 2. przykład uszkodzenia 30mm lufy ak-230. źródło: opracowanie własne fig. 2. the example of damage 30 mm barrel of ak-230. reference: private elaboration z punktu widzenia użytkownika istotne jest pogorszenie własności balistycznych działa wskutek zachodzących zmian erozyjnych w przewodzie lufy oraz niebezpieczeństwo rozerwania lufy przy przekroczeniu granicznej wytrzymałości zmęczeniowej materiału. czynnikami wpływającymi na zużycie luf artyleryjskich są gazy powybuchowe, wchodzące w reakcje z materiałem lufy [7]. największy wpływ na erozję chemiczną lufy ma dwutlenek węgla, następnie tlenek węgla, woda i wodór. natomiast azot posiada własności ochronne. wysoka temperatura spalania prochów wpływa w różnych aspektach na proces erozji. nagrzewanie się ścianek lufy powoduje zmiękczanie materiału i wrażliwość na mechaniczne ścieranie. w przewodach luf pokrytych warstwą ochronną np. chromu, powstają naprężenia powodujące odpryski i wykruszenia. wysoka temperatura wpływa także na zwiększenie i przyśpieszenie zachodzących reakcji chemicznych powodujących erozję chemiczną przemiany fazowe w stali. temperatura ścianek lufy wprost zależy od temperatury spalania się prochu. aktualnie do produkcji amunicji artyleryjskiej stosowane są prochy nitrocelulozowe (tzw. jednobazowe), prochy nitroglicerynowe (tzw. dwubazowe) oraz wieloskładnikowe (najczęściej trój-bazowe, nitroguanidynowe). najbardziej energetyczne prochy nitroglicerynowe, o największej wartości siły prochu, są stosowane w ładunkach miotających naboi z podkalibrowymi pociskami przeciwpancernymi. erozja mechaniczna lufy spowodowana tarciem części prowadzących pocisku o ścianki lufy, przepływem gazów przez szczeliny pomiędzy pociskiem i ściankami zależy od konstrukcji pocisku i w zasadzie jest stała jeżeli nie uwzględniamy wpływu czynników chemicznych i temperaturowych. właśnie te dwa czynniki mają bowiem decydujący wpływ także na zużycie mechaniczne lufy. dotyczy to zarówno tzw. żywotności zmęczeniowej, która określa liczbę strzałów dopuszczalną z uwagi na wytrzymałość lufy oraz tzw. żywotności balistycznej związanej ze zużywaniem się lufy wskutek erozji przewodu, która powoduje spadek własności balistycznych działa jak zwiększenie rozrzutu, spadek prędkości początkowej pocisków i pogorszenie się stabilizacji pocisków (głównie w działach gwintowanych) [8]. kryterium wycofywania luf z eksploatacji zależy od typu działa, technologii wykonania przewodu (np. pokrycie chromem) oraz rodzaju i konstrukcji używanych naboi. w lufach bez pokrycia najczęściej obserwuje się powiększenie średnicy wewnętrznej (największe w okolicy stożka 83przegląd spawalnictwa vol. 87  12/2015 przejściowego, stopniowo malejące w kierunku wylotu). troska o sprzęt artyleryjskiego uzbrojenia morskiego, w tym m.in. działania antykorozyjne polegają na codziennej pielęgnacji i czyszczeniu, przeglądach i naprawach profilaktycznych oraz przygoto waniu do bojowego użycia, przegląd ten i zespół czynności składających się na jego realizacją nazywana jest na okręcie codziennym obracaniem mechanizmów. do prac tych wykorzystywane są tylko odpowiednie narzędzia i przyrządy, właściwe smary i farby oraz inne materiały konserwacyjne. morskie uzbrojenie artyleryjskie powinno być zawsze czyste, nie może być na nim pyłu, wilgoci, osadu prochu i rdzy. szczelne „okrycie” armaty szczególnie w warunkach morskich, ogranicza w znacznym stopniu korodowanie powierzchni pod wpływem agresywnie korozyjnego środowiska, jakim jest woda i atmosfera morska. utrzymanie uzbro jenia artyleryjskiego w sprawności technicznej i w stanie, który gwarantuje długotrwałą eksploatację bez obawy korozji, jest zawsze stałą troską całego składu osobowego okrętu [1]. jednak w procesie długotrwałej eksploatacji morskiego uzbrojenia artyleryjskiego następuje naturalne zniszczenie powłok ochronnych i zanieczyszczenie smarów znajdujących się w mechanizmach, co może powodować powstanie warunków sprzyjających inicjacji wzmożonych procesów korozyjnych. co dzienne czyszczenie staje się wtedy niewystarczające i należy za stosować tzw. przegląd i naprawę profilaktyczną, w czasie których dokonuje się prawie pełnego demontażu poszczególnych zespołów armaty. przeprowadza się czyszczenie i mycie mechanizmów, wymianę smarów i płynów, ich filtrowanie, wymianę zużytych części, a także usuwanie drobnych niesprawności. codzienne zabiegi pielęgnacyjne wykonuje się zwykle na okręcie, zaś przegląd profilaktyczny automatów artyleryjskich odbywa się w warsztatach baz morskich lub wydziałach uzbrojenia zakładów produkcyjnych. przeglądy profilaktyczne zbrojenia artyleryjskiego znajdującego się na okrętach przeprowadza się raz do roku. do niedawna przeglądy te robiono dwa razy w roku, gdyż wymieniano wtedy smary — wiosną na letni, a jesienią na zimowy. wpro wadzenie smarów zimowo-letnich wyeliminowało konieczność przeprowadzania dwóch przeglądów w ciągu roku. obecnie prze glądy profilaktyczne przeprowadza się niezależnie od pory roku, bardziej równomiernie, spokojniej, a co za tym idzie, dokładniej [3]. rozróżnia się cztery zasadnicze procesy, które określają charak ter i wielkość zużywania się nie tylko korozyjnego luf działowych: 1. działanie termiczne gazów prochowych na powierzchnie materiału z którego wylano lufę w czasie wystrzału. 2. oddziaływanie chemiczne nagrzanych do wysokiej tempe ratury gazów prochowych z metaliczną powierzchnią lufy. 3. mechaniczne niszczenie powierzchni ścianek przewodu lufy przez poruszający się tam pocisk i zmniejszane są ciśnienie gazów. 4. erozyjne działanie szybko poruszających się w stosunku do przewodu lufy nagrzanych gazów prochowych. w zależności od konstrukcji i charakterystyk balistycznych lufy, wielkości ładunku, gatunku prochu i środków inicjujących, a także od ilości oddanych wystrzałów i od stopnia zużycia lufy — jeden z wymienionych procesów jest przeważający, a pozostałe, chociaż zachodzą równolegle, to jednak oddziaływanie ich jest drugorzędne. wszystkie te procesy zachodzą w lufie w przeciągu jej ,,życia balistycznego”, lecz w różnych okresach rola ich jest niejednakowa. zmiana przekroju głównego lufy powodowana przez takie pęknięcia lub wżery może być przyczyną „rozdęcia” lufy, rysunek 3. rys. 3. przykład rozdęcia 30mm lufy ak-630. źródło: opracowanie własne fig. 3. the example of distension 30 mm barrel of ak-630. reference: private elaboration świadectwem początku procesu zużywania się przewodu lufy jest pojawienie się siatki wypaleń [4]. siatka wypaleń jest to bardziej lub mniej rozwinięta siatka mikropęknięć powierzchniowych, które pogłębiają i rozszerzają się wraz ze wzrostem ilości wystrzałów. te mikropęknięcia – jako skokowa niejednorodność są również źródłem korozji wżerowej podczas długoletniej eksploatacji łączą się i tworzą niebezpieczne pęknięcia. siatka pęknięć najwcześniej powstaje i jest najbardziej wyraźna w strefie od stożka przejściowego lufy do miejsca, gdzie działa największe ciśnienie gazów prochowych. w kierunku do wylotu lufy siatka pęknięć jest coraz mniejsza i przy samym wylocie prawie niewidoczna. wizualna diagnostyka techniczna lufy podstawowym założeniem diagnostyki jest dokonanie oceny stanu badanego obiektu bez dokonywania ingerencji w jego budowę i wzajemne połączenia. diagnostyka jest więc nauką zajmującą się badaniem stanu obiektów za pomocą metod, które można określić jako bezinwazyjne. nazwa taka przyjęła się powszechnie w medycynie i dobrze oddaje istotę stosowanych metod badawczych: badanie nie powoduje zniszczenia obiektu, a jego stan, pomimo przeprowadzenia badania, nie zmienia się. badania diagnostyczne stosowane są również w technice wszędzie tam, gdzie nie jest możliwe przeprowadzenie demontażu elementów lub podzespołów, gdzie naruszenie struktury zespołu może prowadzić np. do przedwczesnego zużycia współpracujących części i wreszcie wtedy, gdy zdemontowanie części i przeprowadzenie tzw. rozbiórki warsztatowej i próba oceny stanu współpracujących części może okazać się zbyt kosztowna i pracochłonna, a efekt daleko odbiegający od oczekiwanego [2]. umiejscowienie diagnostyki technicznej uzbrojenia w monitorowania i zarządzania w czasie realizacji projektów badawczo-rozwojowych, wskazuje na jej miejsce i zadania, a racjonalne wprowadzanie osiągnięć nowoczesnych technologii diagnostycznych zapewnia efektywność ekonomiczną ich funkcjonowania. przy opracowywaniu prognoz diagnostycznych uzbrojenia, należy uwzględniać dane o prawidłowości rozwoju procesów kontrolowanych i ich uwarunkowaniach rozwojowych, a także możliwych dodatkowych czynnikach wpływających na ich przebieg. podstawowym założeniem diagnostyki jest dokonanie oceny stanu badanego obiektu bez dokonywania ingerencji w jego budowę i wzajemne połączenia. diagnostyka jest więc nauką zajmującą się badaniem stanu obiektów za pomocą metod, które można określić jako bezinwazyjne. nazwa taka przyjęła się powszechnie w medycynie i dobrze oddaje istotę stosowanych metod badawczych: badanie 84 przegląd spawalnictwa vol. 87 12/2015 nie powoduje zniszczenia obiektu, a jego stan, pomimo przeprowadzenia badania, nie zmienia się. badania diagnostyczne stosowane są również w technice; wszędzie tam, gdzie nie jest możliwe przeprowadzenie demontażu elementów lub podzespołów, gdzie naruszenie struktury zespołu może prowadzić np. do przedwczesnego zużycia współpracujących części i wreszcie wtedy, gdy zdemontowanie części i przeprowadzenie tzw. rozbiórki warsztatowej i próba oceny stanu współpracujących części może okazać się zbyt kosztowna i pracochłonna, a efekt daleko odbiegający od oczekiwanego [5]. z doświadczeń eksploatatorów i użytkowników uzbrojenia morskiego wynika też, że problemy związane z zabezpieczeniem antykorozyjnym są bardzo powszechne i występują we wszystkich branżach przemysłowych, niezależnie od wielkości i stopnia złożoności zakładów. w ostatnich latach można zaobserwować w wojsku tendencje do ograniczania kosztów eksploatacji uzbrojenia, przy jednoczesnej poprawie jego niezawodności i dyspozycyjności. wynika to z czysto ekonomicznego podejścia. rosnące wymagania rynkowe i konkurencja zmuszają do poszukiwania nowych rozwiązań. następuje przekładanie tych oczekiwań na dostawców uzbrojenia morskiego tj. jego materiałów, urządzeń i usług, nakłaniając ich do opracowywania nowych racjonalnych ekonomicznie i niezawodnych rozwiązań technologicznych [3]. nie eksploatowane armaty znajdujące się w maga zynach i składach, a przechowywane przez lata, a mogą być później instalowane na okrętach, w każdej chwili muszą być w stanie pełnej sprawności bojowej. aby morskie uzbrojenie artyleryjskie mogło wypełnić stojące przed nim zadanie, powinno być w każ dej chwili w pełnej sprawności, wszystkie części, urządzenia, mechanizmy i układy powinny być prawidłowo zakonserwowane, tj. nasmarowane lub pomalowane stosunek zabezpieczone. troskliwy stosunek do uzbrojenia morskiego jest dowodem wysokiej kultury technicznej i dyscypliny załogi okrętu. prawidłowa ocena stanu technicznego uzbrojenia artyleryjskiego wymaga doświadczenia i wiąże się z dużą odpowiedzialnością, lecz prawidłowo wykonana może uchronić sprzęt przed ostateczną utratą własności, zminimalizować koszty, a w szczególności zapobiec nie rzadko śmiertelnym wypadkom. badania endoskopowe pozwalają na szybką i wnikliwszą ocenę stanu technicznego uzbrojenia bez konieczności częściowego demontażu w/w sprzętu, jako badania nieniszczące służą wykryciu przyczyn awarii lub uszkodzenia sprzętu, jak również wyeliminowaniu przyczyn niesprawności, dla zapewnienia bezpiecznej eksploatacji uzbrojenia [4]. jednym z ważniejszych sposobów oceny stanu lufy artyleryjskiej jest skontrolowanie jej wyglądu wzrokowo, jednak w wielu przypadkach taka ocena jest bardzo utrudniona ze względu na jej położenie i możliwość odpowiedniego ustawienia oka. w wielu przypadkach obejrzenie lufy dokładnie gołym okiem staje się bez demontażu po prostu niemożliwe. badania wizualne to najstarsza i najbardziej rozpowszechniona metoda kontroli. badania takie przeprowadza się okiem nieuzbrojonym, bądź z wykorzystaniem specjalistycznych przyrządów optycznych. dysponując prostymi środkami, umożliwiającymi zajrzenie w te trudno dostępne miejsca, można znacząco zmienić jakość wykonywanego badania. metody te, niezależnie od ich wysokiej przydatności i wiarygodności, umożliwiają jednak ocenę stanu elementów w sposób pośredni i tylko bezpośrednia wzrokowa ocena wyglądu elementów da rozstrzygnięcie wątpliwości [6]. dynamiczny rozwój metod diagnostycznych wykorzystujących osiągnięcia wielu dziedzin nauki, doprowadził do wielu oryginalnych osiągnięć w dziedzinie diagnostyki technicznej. obecnie występuje cały wachlarz zupełnie nowych możliwości w diagnozowaniu urządzeń technicznych, w tym również w uzbrojeniu okrętowym i sprzęcie wojskowym [2]. w związku z powyższym artykuł ma na celu zasygnalizowanie możliwości wykorzystania badań endoskopowych w ocenie stanu technicznego luf artyleryjskich. charakterystyka oraz warunki badań wizualnych luf artyleryjskich w amw w eksploatacji uzbrojenia marynarki wojennej rp coraz powszechniej są już wykorzystywane nowe metody badań diagnostycznych, a w szczególności badania endoskopowe. nieinwazyjne metody diagnostyczne pozwalają na szybkie i dokładne ustalenie przydatności uzbrojenia morskiego do dalszej eksploatacji, podczas wykonywania jego obsługi. szczególnie dużą przydatność mogą wykazywać w trudno dostępnych miejscach np. w przypadku, gdy demontaż elementu uzbrojenia jest utrudniony i czasochłonny. badania nieniszczące uzbrojenia morskiego można wykonać w celu określenia aktualnego stanu technicznego lub wykrycia przyczyn awarii lub uszkodzenia sprzętu, jak również w celu wyeliminowania przyczyn niesprawności, dla zapewnienia bezpiecznej eksploatacji uzbrojenia. właściwe przygotowanie powierzchni wewnętrzne luf armat morskich do badań polega na usunięciu zanieczyszczeń, smarów, produktów korozji, itp. w taki sposób, aby nie została naruszona pierwotna postać tej powierzchni lub przynajmniej nie zostały zamaskowane (zakryte) takie wady powierzchniowe, które powinny być wykryte w czasie badań. w akademii marynarki wojennej w gdyni w pracowni broni rakietowej i artylerii, pod koniec 2013 roku uruchomiono stanowisko szkolno-badawcze przeznaczone do prowadzenia badań nieniszczących luf armat morskich metodą wizualną za pomocą endoskopowego badania powierzchni wewnętrznych luf. stanowisko szkolno-badawcze do badań luf armat morskich, wyposażone zostało w urządzenie diagnostyczne do oceny ich stanu technicznego za pomocą wideoskopu oraz urządzenie przeznaczone do czyszczenia przewodu lufy oraz komory nabojowej, jak również narzędzia i materiały do obsługi automatów artyleryjskich oraz urządzenia do rejestracji, archiwizacji i wizualizacji badań luf armat morskich. zastosowane rozwiązanie umożliwia nagrywanie obrazów widocznych podczas badań przewodów luf armat morskich oraz ich rejestrowanie. urządzenie do sprawdzenia stanu technicznego i stopnia zużycia umożliwia dokonanie sprawdzenia powierzchni wewnętrznej lufy o średnicy (kalibrze): 23, 30, 35, 57, 76 i 76,2 mm, a spełnia następujące funkcje, wymagania i możliwości: – badania wnętrza lufy z określeniem lokalizacji oraz wielkości wady, – analizowanie, dokumentowanie i archiwizowanie defektów lufy, – bezpieczne przenoszenie i przewożenie przyrządu (umieszczenie przyrządu i jego elementów w pojemniku transportowym), – obraz „na żywo” przedstawiony na monitorze pozwala na dokładny widok ścian lufy wewnątrz, umożliwiając szybką diagnozę wstępną, – urządzenie umożliwia pełny podgląd uszkodzeń, – umożliwia pomiar interaktywny z powłoką wielokrotną i funkcjami adnotacyjnymi, (skala, tekst, data, itp.), 85przegląd spawalnictwa vol. 87  12/2015 – umożliwia zapisywanie i archiwizowanie wyników pomiarów, – umożliwia porównywanie obrazów archiwalnych i „na żywo”. dodatkowo w zestaw stanowiska badawczego do endoskopowej diagnostyki luf armatnich wchodzi analizator pomiarowy – zestaw komputerowy z oprogramowaniem do pomiarów i obróbki obrazów, z możliwością zarządzania wydrukiem protokołów i raportów oraz przesyłania wyników do urządzeń komunikacyjnych w trybie on-line poprzez usb i urządzenie do wizualizacji wyników pomiarów. rys. 5. wideoskop iplex lx podczas badań lufy. źródło: opracowanie własne fig. 5. the videoendoscope iplex lx during an inspection of barrel. reference: private elaboration podczas badania ocenie podlegają w szczególności: – pęknięcia, rysy oraz ubytki materiału; – intensywność procesów zanieczyszczenia i zużycia przewodu lufy; – lokalne ogniwa korozji oraz erozji powierzchniowej lufy. badanie pozwalają na szybkie i dokładne ustalenie przydatności luf artyleryjskich do eksploatacji. badania wizualne luf artyleryjskich wykonywane są w celu określenia aktualnego ich stanu technicznego lub wykrycia przyczyn zużycia lub uszkodzenia luf, jak również w celu wyeliminowania przyczyn niesprawności, dla zapewnienia bezpiecznej eksploatacji luf armat morskich. do badań wykorzystywany jest zestaw diagnostyczny wideoskop iplex lx rysunek 5. przeprowadzenie badań „diagnostyki endoskopowej luf armat morskich” mogą wykonać: – osoby posiadający wykształcenie techniczne oraz doświadczenie w pracy zawodowej min. 3 lata z uzbrojeniem; – żołnierze zawodowi lub rezerwy, którzy przeszli szkolenia w zakresie bezpiecznego posługiwania się uzbrojeniem artyleryjskim zgodnie z przepisami i regulaminami; – posiadający doświadczenie w prowadzeniu badań endoskopowych; – posiadający wiedzę z zakresu badań diagnostycznych uzbrojenia; – zostały zapoznane z warunkami bezpieczeństwa wykonywania badania oraz odpowiedzialnością prawną. zastosowane rozwiązanie powinno być wykonane z wykorzystaniem metody nagrywania video prowadzonych badań oraz rejestrowania zdjęć poszczególnych przewodów luf armat morskich. badania za pomocą wideoskopu prowadzone są w różnych warunkach, często poza pomieszczeniami, na otwartym powietrzu. wymagane jest, by odbywały się w atmosferze wolnej od kurzu, brudu i opadów atmosferycznych. wyklucza się obecność gazów agresywnych ujemnie wpływających na układy optyczne oraz palnych i wybuchowych. aparatura zastosowana podczas badań luf armat morskich dokonanych w pracowni broni rakietowej i artylerii amw (pbria amw) posiada niewielką masę i zasilanie akumulatorowe. kompletny system, łącznie z akcesoriami i walizką, można przenosić na kolejne miejsca pracy, w prawie każdych trudnych warunkach. model wideoskopu iplex lx spełnia wymagania środowiskowe uznawane przez międzynarodowe normy wojskowe (milstd-810g /mil-std-461f), w tym próby w deszczu i wietrze, wilgotności, mgle solnej, piasku i pyle, oblodzeniu/ marznącym deszczu oraz w atmosferze zagrażającej wybuchem zgodność z normami ip55. są one też wytrzymałe na drgania lub upuszczenie z wysokości do 1,2 m. końcówki sondy wideoskopu iplex lx wytrzymują temperatury do 100 °c. odporne na zgniecenia sondy wideoskopów posiadają oplot zewnętrzny ze wzmocnionego wolframu, zapewniający odporność na ścieranie. jeśli zaistnieje ryzyko przegrzania się sondy, czujnik wysokiej temperatury wysyła ostrzeżenie za pomocą sygnału dźwiękowego i wyświetlenia wskaźnika ostrzegającego. wytrzymałość sondy oraz jej elastyczność pozwala na inspekcje nawet w trudnych okrętowych warunkach i niebezpiecznym otoczeniu. wykorzystywana aparatura pomiarowa waży 2,7 kg. podstawą wykonania badań wizualnych – endoskopowych jest właściwe przygotowanie powierzchni wewnętrznej luf armat morskich. przygotowanie polega na usunięciu zanieczyszczeń, smarów, produktów korozji itp. w taki sposób, aby nie została naruszona pierwotna postać tej powierzchni lub przynajmniej nie zostały zamaskowane (zakryte) takie wady powierzchniowe, które powinny być wykryte w czasie badań. w zestaw stanowiska badawczego, rysunek 5. wchodzi urządzenie wykonujące wiele z wymaganych czynności w sposób automatyczny. inna, niebezpieczna wada luf armat morskich powstaje w wyniku współdziałania miedzianego pierścienia wiodącego pocisku ze ściankami lufy i gazami prochowymi, w wyniku czego na powierzchni przewodu osadza się miedź. w przewodzie lufy miedź osadza się nierównomiernie, tworząc następujące tzw. strefy zamiedzenia. badania wizualne luf 23 mm armat zu-23-2mr w celu potwierdzenia przydatności stanowiska do szybkiej diagnostyki i ustalenia przydatności uzbrojenia i sprzętu wojskowego do dalszej eksploatacji wykonywanej podrys. 4. przygotowana lufa 76,2mm ak-176 do badań. źródło: opracowanie własne fig. 4. the prepared barrel of 76,2 mm of ak-176 for inspection. reference: private elaboration 86 przegląd spawalnictwa vol. 87 12/2015 rys. 6. stanowisko badawcze 23 mm luf zu-23-2mr w amw. źródło: opracowanie własne fig. 6. the inspection setup of 23 mm barrels of zu-23-2mr in the pna. reference: private elaboration czas jego obsługi – dokonano badań 23 mm morskiej armaty zu-23-2mr. stanowisko badawcze do badań luf armat morskich wyposażono w urządzenie diagnostyczne do oceny ich stanu technicznego za pomocą wideoskopu iplex lx (rys. 6.). rys. 7. analiza stanu wewnętrznej powierzchni lufy. źródło: opracowanie własne fig. 7. the analysis of state of inner surface of barrel. reference: private elaboration przegrzania się sondy, czujnik wysokiej temperatury wysyła ostrzeżenie za pomocą sygnału dźwiękowego i wyświetla wskaźnik ostrzegający. odporne na zgniecenia sondy videoskopów posiadają oplot zewnętrzny ze wzmocnionego wolframu, zapewniający odporność na ścieranie. wytrzymałość sondy oraz jej elastyczność pozwala na inspekcje nawet w trudnych warunkach i niebezpiecznym otoczeniu występujących na okrętach marynarki wojennej rp. analiza stanu wnętrza lufy badanej armaty wskazuje na występowanie licznych ognisk korozji. są to defekty wskazujące na utlenianie się wewnętrznej powierzchni lufy, zwłaszcza w miejscach, w których wystąpiły uszkodzenia mechaniczne podczas eksploatacji bojowej. w analizowanym przykładzie zlokalizowano i rozpoznano co najmniej trzy ogniska korozji, charakteryzujące różne stany degradacji powierzchni wewnętrznej lufy, tj. korozję punktową, plamową i wżerową. lufy armat pracują w warunkach określanych jako środowisko gazowe (żrące) oraz w warunkach gwałtownych zmian ciśnienia i temperatury. stąd, występujące naprężenia i zmęczenie techniczne materiału prowadzą utleniania się powierzchni, a następnie pękaniai łuszczenia się warstw skorodowanych. w konsekwencji prowadzi to do powstawania uszkodzeń mechanicznych i strukturalnych wewnętrznej powierzchni lufy. zastosowana aparatura i nieinwazyjna metoda diagnostyczna luf artyleryjskich, może pozwolić na szybkie i dokładne ustalenie przydatności uzbrojenia i sprzętu wojskowego do dalszej eksploatacji. szczególnie dużą przydatność należy przewidywać w miejscach trudno dostępnych, np. w przypadku, gdy demontaż elementu armaty jest utrudniony i czasochłonny. badania nieniszczące można wykonać w celu określenia aktualnego stanu technicznego lub wykrycia przyczyn awarii lub uszkodzenia sprzętu, jak również w celu wyeliminowania tych przyczyn, dla zapewnienia bezpiecznej eksploatacji uzbrojenia. badania endoskopowe uisw, a w tym luf armat morskich, zaleca się wykonywać w następujących sytuacjach: – przy bieżącej ocenie stanu technicznego, w razie konieczności przedłużenia okresu międzyremontowego itp.; – w czasie realizacji przeglądów profilaktycznych (co najmniej raz w roku), które powinna obejmować niezbędny zakres i chronologię prowadzenia przeglądów przestrzeni wewnętrznych, umożliwiających wykrycie defektów poszczególnych elementów i układów funkcjonalnych. w warunkach codziennej eksploatacji armat morskich dominującym zjawiskiem jest wilgoć – powietrze o dużej zawartości wody i soli. dlatego też, uszkodzenia powierzchni metali (luf) prowadzą do ich nieodwracalnej degradacji co skutkuje tym, że nawet przy właściwej eksploatacji i stosowaniu zalecanych środków konserwacji – powstawanie ognisk rdzy będzie się nasilało wraz ze wzrostem czasu eksploatacji, a taka nieinwazyjna metoda diagnostyki luf artyleryjskich może pozwolić na szybkie i dokładne określenie aktualnego stanu technicznego uisw bez jego demontażu. dzięki wyświetlaczowi o niskiej odbijalności monitor z funkcją daylight-view do pracy przy silnym nasłonecznieniu oferuje wyraźne, żywe obrazy nawet przy silnym nasłonecznieniu. model wideoskopu iplex lx pozytywnie przeszedł testy środowiskowe uznawane przez międzynarodowe normy wojskowe (milstd-810g /mil-std-461f), w tym próby w deszczu i wietrze, dużej wilgotności, mgle solnej, piasku i pyle, oblodzeniu/marznącym deszczu oraz w atmosferze zagrażającej wybuchem. są one też wytrzymałe na drgania lub upuszczenie z wysokości do 1,2 m. końcówki sondy wideoskopu iplex lx wytrzymują temperatury do 100 °c. jeśli zaistnieje ryzyko 87przegląd spawalnictwa vol. 87  12/2015 literatura [1] chmieliński m., jurczak w., kubisiak sz., lipnicki m., pojawa b.: laboratoria badawcze ndt w procesie zapewnienia bezpieczeństwa wyrobów techniki wojskowej. viii międzynarodowa konferencja „laboratoria badawcze, systemy jakości w unii europejskiej”, łagów/ brandenburgia 11÷14 czerwca 2014r. [2] chmieliński m., gołyga m., kubisiak sz.: diagnostyka stanu technicznego luf artyleryjskich przy wykorzystaniu wideoskopów vi międzynarodowa konferencja naukowo-techniczna „technologie morskie dla obronności i bezpieczeństwa” gdańsk 24-26 czerwca 2014 r. [3] chmieliński m., kubisiak sz.: nowoczesne badania nieniszczące luf armat morskich podstawą bezpieczeństwa eksploatacji techniki wojskowej. przegląd spawalnictwa 2014, r. 86, nr 11. [4] chmieliński m., hoppe j., milewski s., możliwości wykorzystania nowoczesnego sprzętu diagnostycznego w procesie obsługiwania uzbrojenia okrętowego. materiały i międzynarodowej konferencji naukowo technicznej ibm amw i obr ctm „technika i uzbrojenie morskie” natcon 2007, gdynia 24-26.10.2007. [5] chmieliński m., milewski s., pojawa b.: nowoczesne metody badań diagnostycznych uzbrojenia okrętowego i sprzętu wojskowego. zeszyty naukowe amw 172b. publikacje z zakresu „kierowania ogniem systemów obrony powietrznej przeciwlotniczej”, gdynia 2008r. [6] praca zbiorowa pod redakcją lipnicki m.: badania metodami nieniszczącymi, poradnik dla inspektorów, prs/koli, gdańsk 1991 [7] poddubny w. korozja broni i amunicji. warszawa 1961. [8] norma obronna no-06-a011:2003 fazy cyklu życia techniki wojskowej. [9] norma obronna no-06-a011:2003 fazy procesu życia techniki wojskowej. military engineering products lifecycle stages. decyzja nr 29/mon z dnia 10 lutego 2003 r. (dz. urz. mon z 2003 r. nr 2, poz. 13). [10] norma obronna no-10-a009:2005 broń artyleryjska — rodzaje i podstawowe cechy — terminologia. [11] pn-en 1330-2 badania nieniszczące – terminologia – terminy wspólne dla badań nieniszczących. [12] http://www.olympus-ims.com/pl wnioski badania nieniszczące wizualne luf artyleryjskich stanowią źródło podstawowych informacji niezbędnych dla podjęcia decyzji dotyczących badanych luf artyleryjskich lub decyzji diagnostycznych (opinia techniczna), związanych z ich dalszą eksploatacją. w referacie zaprezentowano niektóre istotne elementy oceny stanu technicznego luf artyleryjskich, która może mieć formę opinii bądź ekspertyzy technicznej. opinia techniczna to ocena stanu luf artyleryjskich wystawiona jest na podstawie badań wizualnych i dostępnej dokumentacji luf artyleryjskich. natomiast ekspertyza techniczna to ocena stanu luf artyleryjskich poparta badaniami i wyliczeniami wytrzymałościowymi. zapewnienie szybkiego i poprawnego rozwoju diagnostyki technicznej luf artyleryjskich stawia też określone wymagania przed systemem edukacji w siłach zbrojnych rp, w którym zagadnienie kształcenia młodych kadr dla potrzeb diagnostyki jest już wyraźnie sprecyzowane i oczekuje na szybkie wdrożenia. jakże często podejmowane nowe kierunki badań, w tym i wybrane problemy diagnostyki zasygnalizowane, w tym artykule stanowią o randze tej dyscypliny naukowej. ich przedstawienie pobudza niejednokrotnie do intensywnych badań, znacznie ułatwiających możliwości nowych dokonań, na które oczekuje praktyka okrętowa. podczas opracowywania prognoz diagnostycznych uzbrojenia artyleryjskiego należy uwzględnić dane o prawidłowości rozwoju procesów kontrolowanych i ich uwarunkowaniach rozwojowych, a także możliwych, dodatkowych czynnikach wpływających na ich przebieg. w niniejszym artykule autorzy zaprezentowali jedną z metod diagnostyki luf artyleryjskich, którą z powodzeniem można zastosować do oceny stanu technicznego pozostałego uzbrojenia morskiego. zastosowanie nowoczesnych metod i technik badawczych w procesie eksploatacji uzbrojenia artyleryjskiego, nie zastępuje diagnostycznego myślenia, lecz przeciwnie, zwiększa wymagania, wymuszając dodatkowe złożone analizy, związane z oceną możliwości ich użycia. zgodnie z promowanym modelem kształcenia oficera w amw, uczelnia powinna uczyć słuchaczy aktywności, samodzielnego myślenia, krytycznego podejścia do różnorodnych informacji, wartościowania i hierarchizowania wydarzeń, indywidualnego oraz grupowego rozwiązywania problemów. podobne założenia zostały przyjęte przy badaniu możliwości wdrożenia nowoczesnych technologii czyszczenia i konserwacji uzbrojenia okrętowego, jako procesu wspomagającego kształcenie w ramach przedmiotów uzbrojeniowych. wybór tej metody poszukiwania wad, powinien nastąpić zdaniem autorów, po wcześniejszym ustaleniu, przyczyn wystąpienia niesprawności lub uszkodzenia uzbrojenia artyleryjskiego i jakiego typu to mogą być defekty. badania wizualne luf artyleryjskich pozwalają na szybką i wnikliwą ocenę ich stanu technicznego bez konieczności częściowego demontażu w/w sprzętu. zapewnienie szybkiego i poprawnego rozwoju diagnostyki technicznej luf artyleryjskich będących przedmiotem diagnostyki technicznej jest wyraźnie sprecyzowane i oczekuje na szybkie wdrożenia. jakże często są podejmowane nowe kierunki badań, w tym i wybrane problemy diagnostyki zasygnalizowane, w tym artykule stanowią o randze dyscypliny naukowej. ich przedstawienie pobudza niejednokrotnie do intensywnych badań, znacznie ułatwiających możliwości nowych dokonań, na które oczekuje dobra praktyka uzbrojeniowa. podczas badań endoskopowych uzbrojenia okrętowego i sprzętu wojskowego szczególną uwagę należy zwracać na: – pęknięcia, rysy oraz ubytki materiału; – intensywność procesów zanieczyszczenia i zużycia poszczególnych elementów; – występowanie lokalnych ogniw korozji oraz erozji powierzchniowej. urządzenia i endoskopowe (wizualne) techniki diagnostyczne są szczególnie przydatne w sytuacjach, gdy sprawdzenie stanu technicznego uzbrojenia odbywa się w miejscach trudnodostępnych, a sam proces sprawdzenia jest utrudniony i czasochłonny. 201603_pspaw.pdf 14 przegląd  spawalnictwa vol. 88 3/2016 wpływ obróbki powierzchniowej na lutowność stali 410 the influence of surface treatment on the brazeability of the 410 steel dr hab. inż. tomasz babul, prof. imp; mgr inż. adam kondej; mgr inż. stefan kowalski; mgr inż. michał baranowski;   mgr inż. konrad lankiewicz – instytut mechaniki precyzyjnej. autor korespondencyjny/corresponding author: adam.kondej@imp.edu.pl streszczenie w pracy określono wpływ obróbki powierzchniowej stali 410 na lutowność przy zastosowaniu lutu na bazie miedzi. do przygotowania powierzchni wybrano kilka metod: odtłuszczanie, trawienie, szlifowanie, obróbkę strumieniowo-ścierną, niklowanie oraz nicroblasting®. lutowność oceniano na podstawie wyników badań rozpływności lutowia na podłożu stalowym. dodatkowo zbadano wpływ obróbki powierzchniowej na lutowność odlewów staliwnych 410 miedzianym. przeprowadzono badania na mikroskopie skaningowych oraz wykonano analizę eds rozkładu pierwiastków w złączu. słowa  kluczowe: lutowność; rozpływność; lutowanie twarde; lutowanie stali 410 abstract the influence of the surface treatment of steel 410 on brazeability using filler metal based on copper has been determined in this paper. for surface preparation there have been chosen several methods: degreasing, etching, sanding, abrasive blasting, nickel electroplating and nicroblasting®. brazeability was evaluated on the basis of the flowability test results on steel surface. in addition, the influence of the surface treatment on the brazeability of steel 410 castings brazed using copper filler metal was investigated. studies on the scanning electron microscope and eds analysis of the distribution of elements in the joint were carried out. keywords: brazeability; flowability; brazing; the 410 steel brazing wstęp lutowność to zespół cech decydujący o przydatności oraz podatności materiału na lutowanie. do jej oceny wykorzystywane są m.in. badania zwilżalności oraz rozpływności. zwilżalność dotyczy zdolności ciekłego lutu do pokrywania materiału rodzimego cienką i nieprzerwaną warstewką. miarą zwilżalności jest tzw. kąta zwilżania, czyli kąt jaki tworzy powierzchnia lutowiny z powierzchnią materiału rodzimego. im kąt zwilżania jest mniejszy, tym lepsza jest zwilżalność. ze zjawiskiem zwilżania związana jest rozpływność, mierzona jest jako pole powierzchni, na jakie rozpływa się lutowie [1,2]. lutowność bezpośrednio wpływa na sprawność procesu produkcyjnego oraz na jakość gotowych wyrobów. znajomość czynników zewnętrznych oraz parametrów technologicznych wpływających na lutowność pomaga w kontrolowaniu procesu produkcyjnego, pozwala na zwiększanie jego wydajności oraz na obniżanie kosztów. jednym z czynników wpływających na lutowność jest stan powierzchni materiału rodzimego. zastosowanie różnego rodzaju obróbek powierzchniowych pozwala na zwiększenie zwilżalności i rozpływności lutowia, co niekiedy jest warunkiem koniecznym do poprawnego przeprowadzenia procesu lutowania. cel badań celem przeprowadzonych badań było określenie wpływu obróbki powierzchniowej stali 410 na rozpływność lutu tomasz babul, adam kondej, stefan kowalski, michał baranowski, konrad lankiewicz na bazie miedzi. przeprowadzono także badania mające na celu określenie wpływu obróbki powierzchni na lutowność odlewów staliwnych 410 lutem miedzianym. przedmiot badań przedmiotem badań była martenzytyczna stal nierdzewna 410 (wg en 1.4006). skład chemiczny stali przedstawiono w tablicy i. tego gatunku stal jest stosowana do produkcji m.in. zaworów, części pras hydraulicznych, łopatek turbin parowych, części pomp, urządzeń dla przemysłu naftowego i petrochemicznego. do badań rozpływności wybrano lut na bazie miedzi w postaci pasty. pasta lutownicza składała się z proszku miedzi oraz lepiszcza. lut zawierał 99,9 % cu. temperatura solidus i likwidus wynosiła 1083 °c [4]. do przeprowadzenia badań rozpływności zastosowano stalowe płytki o wymiarach 25x25 mm i grubości 0,6 mm, których powierzchnie poddano przygotowaniu różnymi metodami. zastosowano odtłuszczanie elektrochemiczne w ciekłym roztworze alkalicznym, trawienie roztworem kwasu chlorowodorowego, niklowanie galwaniczne, szlifowanie na papierze ściernym o różnej ziarnistości (120 oraz 240 μm), obróbkę strumieniowo-ścierną luźnym ścierniwem sic o ziarnistości 120 μm, a także obróbkę kuleczkowania kulkami niklowymi – nicroblasting®. na przygotowaną powierzchnię stali 410 nakładano taką samą ilość lutu w postaci pasty, a następnie przeprowadzono proces natapiania. 15przegląd  spawalnictwavol. 88 3/2016 tablica ii. rozpływność lutu cu na powierzchni stali 410 poddanej przygotowaniu różnymi metodami – zdjęcia poszczególnych lutowin table ii. the flowability of the cu on the 410 steel’s surface after preparation using various methods pictures of individual brazes w ramach pracy przeprowadzono także badania wpływu obróbki powierzchni odlewów staliwnych 410 (rys.1) na lutowność lutem cu w postaci folii. wykonano dwa rodzaje próbek. w pierwszym rodzaju powierzchnie odlewów przed lutowaniem przeszlifowano na papierze ściernym. w drugim powierzchnie przed lutowaniem nie zostały obrobione (stan surowy). skład chemiczny [% wag.] c si mn p s cr ni 0,09÷0,15 ≤0,80 ≤0,80 0,04 0,03 12,0÷14,0 ≤0,60 tablica i. skład chemiczny stali 410 [3] table i. the chemical composition of the steel 410 [3] rys. 1. odlew staliwny 410, geometria oraz wymiary zewnętrzne fig. 1. the 410 cast steel, the geometry and external dimensions parametry procesu próby rozpływności przeprowadzono w piecu próżniowym. temperatura natapiania wynosiła 1110 °c, wsad nagrzewano z szybkością 15 °c/min, natomiast wielkość próżni wynosiła 10-2 pa. zastosowano trzy czasy natapiania: t1=5 min, t2=15 min, t3=60 min. chłodzenie odbywało się razem z piecem. wykres zmian temperatury w czasie przedstawiono na rysunku 2. parametry lutowania odlewów staliwnych 410 lutem cu w postaci folii były takie jak w próbach rozpływności miedzi oraz zgodne z charakterystyką przedstawioną na rysunku 2, przy czym czas procesu lutowania wynosił 10 minut. metodyka badań powierzchnie lutowin obserwowano na mikroskopie stereoskopowym olympus szx9 przy powiększeniu 6,3x. obrazy zapisywano cyfrowo, następnie za pomocą programu analysis mierzono pole powierzchni lutowin. rys. 2. wykres zmian temperatury w czasie dla procesu natapiania stali 410 lutem cu fig. 2. the graph of temperature changes during the soaking process of the 410 steel using cu filler metal w celu określenia jakości połączenia lutowiny z podłożem wykonano zgłady metalograficzne, które poddano obserwacjom na mikroskopie świetlnym. dla wybranych lutowiny cu wykonano zdjęcia na mikroskopie skaningowym jeol jsm7600f oraz przeprowadzono analizę eds. w badaniach złączy odlewów staliwnych 410 lutowanych folią przeprowadzono obserwacje na mikroskopie skaningowym przy różnych powiększeniach, dokonano liniowego i powierzchniowego rozkładu pierwiastków oraz analizę ilościową pierwiastków w mikroobszarach. wyniki badań badania rozpływności lutu cu na stali 410 zdjęcia lutowin cu otrzymanych dla poszczególnych wariantów obróbki powierzchniowej oraz czasów natapiania przedstawiono w tablicy ii. rodzaj obróbki powierzchniowej czas natapiania 5 min 15 min 60 min nicroblasting® niklowanie trawienie odtłuszczanie strumieniowościerna 120 papier ścierny 120 papier ścierny 240 16 przegląd  spawalnictwa vol. 88 3/2016 na wykresie kolumnowym (rys. 3) przedstawiono wpływ rodzaju obróbki powierzchniowej oraz czasu natapiania na rozpływność lutowia cu. najlepsze wyniki uzyskano dla niklowania galwanicznego, natomiast najgorsze dla obróbki strumieniowościernej oraz nicroblasting®. różnica w polu powierzchni lutowiny między niklowaniem a obróbką nicroblasting® wynosiła 92,39 mm2 (wzrost rozpływności o około 81%) dla czasu natapiania 60 minut. dla krótszych czasów natapiania lutu cu najlepsze wyniki rozpływności odnotowano dla innych metod obróbki. dla czasu 5 minut najkorzystniejszą metodą przygotowania powierzchni było trawienie, natomiast dla czasu 15 minut szlifowanie na papierze ściernym o ziarnistości 120 μm. rys. 3. wykres zależności rozpływności lutu cu na powierzchni stali 410 od rodzaju obróbki powierzchniowej oraz czasu natapiania fig. 3. the graph of dependency between the cu flowability on the 410 steel’s surface and the type of surface treatment as well as the soaking time na powierzchni lutowiny cu zaobserwowano ciemne zanieczyszczenia. przeprowadzone badania skaningowe (rys. 4 i 5) wykazują, że na powierzchni lutowiny osadził się węgiel. rys. 4. widok powierzchni lutowiny cu: a) powierzchnia z widocznym proszkiem węgla, b) powierzchnia po przetarciu, bez proszku węgla fig. 4. the view of the cu braze surface: a) surface with visible carbon powder, b) the surface after wiping, without carbon powder rys. 5.  widma eds z analizy powierzchni lutowiny cu: a) widmo eds z powierzchni pokrytej proszkiem węgla, b) widmo eds z czystej powierzchni, bez proszku węgla fig. 5. eds spectra of the analysis of cu braze surface: a) eds spectrum of the surface coated with carbon powder, b) eds spectrum of the pure surface without carbon powder lutowanie miedzią odlewów staliwnych 410 na rysunku 6a przedstawiono obraz sei (secondary electron image) złącza odlewów staliwnych 410, których powie rzchnie przed lutowaniem lutem cu zostały przeszlifowane. rys. 6. obraz sei złącza odlewów staliwnych 410, których powierzchnie przed lutowaniem lutem cu: a) zostały przeszlifowane, b) nie zostały poddane obróbce powierzchniowej fig. 6. the sei image of the joint of 410 steel’s castings: a) which had their surfaces sanded before brazing using cu filler metal, b) which didn’t have any surface treatment a) b) a) b) 17przegląd  spawalnictwavol. 88 3/2016 widoczne jest całkowite wypełnienie szczeliny lutowniczej oraz brak niezgodności w postaci pustek, wtrąceń. wielkość szczeliny lutowniczej wynosiła około 10 μm. na rysunku 6b przedstawiono obraz sei złącza odlewów, których powierzchnie przed lutowaniem były w stanie surowym. widoczne jest całkowite wypełnienie szczeliny lutowniczej, przy czym w lutowinie występują niezgodności. wielkość szczeliny lutowniczej wynosiła około 68 μm i jest niemal siedmiokrotnie większa niż w przypadku złącza, w którym powierzchnie odlewów przed lutowaniem zostały przeszlifowane. dla złącza odlewów poddanych obróbce powierzchniowej wykonano liniowy rozkład pierwiastków na granicy staliwo 410-cu-staliwo 410 (rys. 7a). wyniki przedstawiono na wykresie liniowym (rys. 7b). rys. 7. obraz sei złącza odlewów staliwnych 410, których powierzchnie przed lutowaniem lutem cu zostały przeszlifowane, z zaznaczoną linią mikroanalizy eds (a) oraz rozkłady liniowe pierwiastków (b) fig. 7. the sei image of the joint of 410 steel castings, which had their surfaces sanded before brazing using cu filler metal, with the marked microanalysis eds line (a) and linear distributions of elements (b) ilościowa analiza pierwiastków w mikroobszarach potwierdziła, iż lutowina cu jest wolna od zanieczyszczeń i wtrąceń. niewielkie ilości innych pierwiastków w lutowinie wynikają z dyfuzyjnego charakteru połączenia. na rysunku 8 zamieszczono obraz sei z zaznaczonymi obszarami wykonywanych analiz ilościowych, natomiast w tablicy iii przedstawiono wyniki. rys. 8. obraz sei granicy staliwo 410-cu-staliwo 410 z zaznaczonymi obszarami wykonywanych analiz ilościowych. złącze odlewów staliwnych 410, których powierzchnie zostały przeszlifowane przed lutowaniem fig. 8. the sei image of the 410 cast steel-cu-410 cast steel boundary with the marked areas of eds analysis. the joint of 410 steel castings, which had their surfaces sanded before brazing al si cr fe cu spectrum 1 0,25 0,76 12,37 84,04 2,58 spectrum 2 1,67 0,64 4,09 93,60 spectrum 3 0,72 12,28 85,15 1,85 spectrum 4 0,29 0,75 12,55 86,42 tablica iii. wyniki mikroanalizy ilościowej dla obszarów zaznaczonych na rysunku 8 (w % wag.) table iii. results of quantitative microanalysis for the areas marked in figure 8 (in wt.%) rysunek 9 zawiera rozkłady powierzchniowe pierwiastków na granicy staliwo 410-cu-staliwo 410 dla złącza odlewów, których powierzchnie przed lutowaniem były w stanie surowym. obrazy wskazują na obecność w lutowinie miedzianej faz zawierających takie pierwiastki jak tlen, chrom, glin oraz żelazo. jasne, sferyczne, obszary (widoczne na rys. 6b) są bogate w chrom i żelazo. ciemne, podłużne obszary (rys. 9a i 10a) posiadają dużą zawartość glinu oraz tlenu, co potwierdziły również wyniki liniowej mikroanalizy eds (rys. 10b). na rysunku 11 przedstawiono złącza odlewów po próbie udarnościowej, która polegała na uderzeniu złącza obciążnikiem. złącze z odlewów, których powierzchnie przeszlifowano wykazało wytrzymałość i odporność na uderzenie (rys. 11a). natomiast złącze, w którym powierzchnie odlewów były w stanie surowym zostało zniszczone – nastąpiło całkowite rozdzielenie elementów łączonych (rys. 11b). a) b) o c) cr d) al e) fe f) si g) cu a) b) rys. 9. obraz sei złącza odlewów staliwnych 410, których powierzchnie przed lutowaniem lutem cu nie zostały poddane obróbce powierzchniowej (a) oraz rozkłady powierzchniowe pierwiastków (b-g) fig. 9. the sei image of the joint of 410 steel castings, which didn’ t have any surface treatment before brazing using cu filler metal (a) and surface distributions of the elements (b-g) 18 przegląd  spawalnictwa vol. 88 3/2016 literatura [1] lankiewicz k., baranowski m., babul t., kowalski s.: „the study of the impact of surface preparation methods of inconel 625 and 718 nickel-base alloys on wettability by bni-2 and bni-3 brazing filler metals”, archives of metallurgy and materials, volume 60, issue 1, 2015, s. 159-165. [2] baranowski m., jakubowski j.: „lutowność wybranych nadstopów niklu”, przegląd spawalnictwa, vol. 86, nr 7, 2014, str. 3-8. [3] www.askotech.com.pl [4] www.aimtek.com podsumowanie badania rozpływności lutu cu na stali 410 ujawniły, że dla różnych czasów natapiania miedzi najlepsze wyniki uzyskano dla różnych metod przygotowania powierzchni. dla najkrótszego czasu (5 minut) najskuteczniejszą metodą było trawienie powierzchni stali. dla czasu 15 minut największe pole powierzchni lutowiny odnotowano dla próbki poddanej szlifowaniu na papierze ściernym o ziarnistości 120 μm. dla najdłuższego czasu natapiania (60 minut) najlepsze wyniki otrzymano dla próbki po niklowaniu galwanicznym. największą rozpływność uzyskano dla próbki niklowanej po natapianiu pastą cu przez 60 minut. dla tego przypadku odnotowano wzrost pola powierzchni lutowiny o około 81% w stosunku do najgorszego wyniku. w badaniach rozpływności miedzi na powierzchni stali 410 zaobserwowano na powierzchni lutowin ciemne zanieczyszczenia, które zostały zidentyfikowane jako węgiel. jest to prawdopodobnie produkt reakcji wypalania lepiszcza, wchodzącego w skład zastosowanej pasty miedzianej. lutowność decyduje o możliwości uzyskania połączenia o wymaganych właściwościach przy zastosowaniu danej metody oraz spoiwa. wpływa ona także na jakość gotowych wyrobów, np. na wytrzymałość złącza. złącze odlewów staliwnych 410, których powierzchnie zostały przygotowane przed lutowaniem wykazało odporność na uderzenia. natomiast złącze odlewów, których powierzchnie były w stanie surowym zostało w próbie udarnościowej zniszczone. w tym przypadku obróbka powierzchni, polegająca na szlifowaniu na papierze ściernym, spowodowała zmniejszenie chropowatości powierzchni odlewów (a tym samym wpłynęła na zmniejszenie szczeliny lutowniczej) oraz usunięcie zanieczyszczeń. w wyniku tego uzyskano złącze o dobrej jakości i wymaganej wytrzymałości. artykuł powstał na podstawie wyników badań wykonanych w ramach projektu pbs pt . „opracowanie wzorcowych technologii dla procesów lutowania próżniowego stali wysokostopowych i superstopów niklu lutami na bazie ni oraz cu części stosowanych w silnikach lotniczych” finansowanego przez ncbir . a) b) rys.  10.  zlutowane odlewy ze stali 410 po próbie udarnościowej: a) odlewy, których powierzchnie przed lutowaniem przeszlifowano, b) odlewy, których powierzchnie przed lutowaniem nie zostały poddane obróbce powierzchniowej fig. 10. brazed 410 steel castings after impact test: a) castings, which had their surfaces sanded before brazing, b) castings, which didn’t have any surface treatment before brazing ps 02 2017 49przegląd  spawalnictwa vol. 89 2/2017 zastosowanie badań nieniszczących w budowie   i eksploatacji pojazdów samochodowych application of non-destructive testing in construction and operation of motor vehicles streszczenie w referacie zaprezentowano zastosowania metod badań nieniszczących w obszarze produkcji i eksploatacji pojazdów samochodowych. skupiono się na badaniu połączeń zgrzewanych, ocenie jakości połączeń klejonych na karoserii pojazdu, monitorowaniu kinetyki tworzenia i degradacji połączenia szpachlówki ze stalowym podłożem oraz na ocenie grubości powłoki lakierniczej pojazdu. przedstawione zagadnienia wsparto wybranymi wynikami badań własnych autorów. słowa kluczowe: badania nieniszczące; pojazdy samochodowe; połączenia adhezyjne abstract in the paper some use of non-destructive testing methods in the area of production and operation of motor vehicles are presented. the focus is on the study of welded joints, on assessment of the quality of glued joints on the vehicle body, on monitoring the kinetics of formation and degradation of bonds of car putty and steel substrate, and on evaluation the thickness of the lacquer coating on the vehicle. the issues were supported by selected results of the authors’ own investigations. keywords: non-destructive testing; motor vehicles; adhesive joints wstęp metody badań nieniszczących pozwalają na rozwiązanie wielu problemów technologicznych i eksploatacyjnych z obszaru budowy i eksploatacji pojazdów samochodowych. wpisują się one w kształtowanie pewności, wiarygodności i bezpieczeństwa pojazdów samochodowych, poprzez kontrolę jakości w procesie wytwarzania i diagnostykę na etapie eksploatacji węzłów pojazdu samochodowego, odpowiedzialnych za niezawodne funkcjonowanie i bezpieczeństwo pojazdów. poniżej, zaprezentowano wybrane przykłady ich zastosowania podczas wytwarzania elementów pojazdów, jako metody kontroli międzylub pooperacyjnej oraz w eksploatacji, zwłaszcza w operacjach naprawy, regeneracji i weryfikacji stanu fizycznego części lub węzłów samochodu. celem pracy jest prezentacja wybranych autorskich zastosowań metod badań nieniszczących, umożliwiających zwiększenie pewności funkcjonowania zespołów pojazdu samochodowego i – poprzez to – rzutujących na trwałości i bezpieczeństwo całego pojazdu w ruchu drogowym. ultradźwiękowe badania   zgrzein punktowych  zgrzewanie punktowe znajduje szerokie zastosowanie w budowie pojazdów samochodowych. wykonanie zgrzeiny marian jósko, jakub kowalczyk, ryszard mańczak, dariusz ulbrich przeglad welding technology review dr  hab.  inż.  marian  jósko,  prof.  nadzw.;  dr  inż.  jakub  kowalczyk;  dr  inż.  ryszard  mańczak;  dr  inż.  dariusz  ulbrich   – politechnika. autor korespondencyjny/corresponding author: dariusz.ulbrich@put.poznan.pl wysokiej jakości jest istotne z punktu widzenia sztywności karoserii, szczególnie ważne w warunkach wypadku drogowego, w czasie którego konstrukcja ma ochronić pasażerów. dlatego połączenia zgrzewane punktowo są poddawane kontroli nieniszczącej, np. z zastosowaniem metody ultradźwiękowej. metoda ultradźwiękowa pozwala na wykrywanie połączeń niskiej jakości. do najczęściej występujących wad w połączeniach zgrzewanych punktowo zalicza się zbyt małe oczko zgrzeiny, przyklejenie, połączenie luźne oraz zmiany struktury stali w miejscu zgrzeiny wskutek zbyt tablica i. badania ultradźwiękowe połączeń zgrzewnych table i. ultrasonic testing of welded joints widok połączenia  zgrzewanego charakterystyczne  układy impulsów stan połączenia połączenie wykonane poprawnie zbyt małe oczko zgrzeiny 50 przegląd  spawalnictwa vol. 89 2/2017 dużego prądu zgrzewania (tzw. przepalenie). w tablicy i przedstawiono przykłady wad spotykanych w praktyce produkcyjnej oraz obrazy impulsów ultradźwiękowej fali podłużnej, propagującej w obszarze połączenia dla poszczególnych przypadków, uzyskane na podstawie rezultatów własnych prac badawczych. technika ultradźwiękowej kontroli połączeń zgrzewanych jest wykorzystywana w dużych zakładach produkcyjnych (volkswagen, opel). badania w takich firmach są prowadzone wg własnych procedur, które stanowią wewnętrzne dokumenty i nie są powszechnie dostępne. zastosowanie metody ultradźwiękowej  do oceny połączeń klejowych karoserii  samochodu  w ostatnich latach zauważalny jest wzrost zastosowania połączeń klejowych w procesie budowy nadwozi pojazdów samochodowych, które stopniowo wypierają klasyczne metody łączenia. wykorzystuje się nie tylko kleje uszczelniające lub wygłuszające (tłumiące drgania), ale również tzw. kleje strukturalne, których zadaniem jest przenoszenie obciążeń, występujących podczas eksploatacji pojazdu. mimo, że technologia klejenia jest zaawansowana, w produkcji spotyka się liczne błędy w połączeniach. w praktyce przemysłowej rzadko stosuje się nieniszczące metody oceny. powszechnie stosowaną metodą kontroli jest destrukcja połączenia i jego wizualna ocena np. ocena ciągłości nałożonej ścieżki kleju. należy zatem poszukiwać metod, które pozwolą badać stan tego połączenia w sposób nieniszczący. metoda ultradźwiękowa umożliwia nie tylko lokalizację ścieżki kleju [1,2], ale pozwala również na oszacowanie siły wiążącej klej z blachą karoseryjną. przykładowe wyniki przyklejenie połączenie luźne przepalenie rys. 1. zależność między parametrem ultradźwiękowym w1 a wytrzymałością na rozrywanie badanych połączeń rm fig. 1. the relationship between ultrasonic parameter w1 and the tensile strength rm of the bonds badań korelacyjnych, w których wyznaczono powiązania wybranych parametrów ultradźwiękowych z naprężeniami rozrywającymi skleinę, przedstawiono na rysunku 1. rezultaty przedstawione na rysunku 1 wskazują na istnienie korelacji między przyjętym parametrem fali ultradźwiękowej, a wytrzymałością połączenia na rozrywanie. można zatem stwierdzić, że metoda ultradźwiękowa umożliwia badanie połączeń klejowych nie tylko z zakresie jakościowym, ale również ilościowym. diagnostyka ultradźwiękowa połączenia  szpachlówki samochodowej z blachą  karoseryjną połączenie szpachlówki samochodowej z blachą karoseryjną znajduje zastosowanie na etapie renowacji karoserii pojazdu samochodowego. cykl istnienia połączenia powłoki z podłożem można podzielić na okres wytwarzania (kształtowania właściwości połączenia) oraz jego degradacji podczas użytkowania pojazdu, czyli w okresie jego eksploatacji. istotne jest zatem monitorowanie przedmiotowego połączenia podczas tych dwóch okresów w celu zarówno kontroli jakości podczas jego wytwarzania, jak i przewidywania trwałości w okresie użytkowania. rys. 2.  przebieg modułu ciśnieniowego współczynnika odbicia |r| fali podłużnej na etapie konstytuowania połączenia powłoki szpachlówkowej z podłożem fig. 2. the course of reflection coefficient |r| of ultrasonic longitudinal wave on the stage of constituting of bond of car putty coating and substrate rys. 3.  przebieg modułu ciśnieniowego współczynnika odbicia |r| fali podłużnej na etapie degradacji połączenia powłoki szpachlówkowej z podłożem fig. 3. the course of reflection coefficient |r| of ultrasonic longitudinal wave on the stage of degradation of bond of car putty coating and substrate 51przegląd  spawalnictwa vol. 89 2/2017 do badań i pomiaru grubości powłok lakierniczych użyto pc-leptoskopu 2050 firmy karl deutsch. powtarzalność pomiarów zapewniono poprzez wykonanie siatki pomiarowej, wyznaczającej punkty pomiarowe na karoserii samochodu oraz poprzez zastosowanie szablonów na próbkach lub wycinkach lakierowanej blachy karoseryjnej [5] (rys. 5.1). dołączony do przyrządu program statystyczny pozwalał na wyznaczenie podstawowych parametrów statystycznych pomiarów. a) b) c) d) w ramach badań własnych przeprowadzono monitorowanie połączenia szpachlówki ze stalą, z zastosowaniem ultradźwiękowej fali podłużnej, propagującej w materiale podłoża i odbijającej się od granicy połączenia powłoki z podłożem. na podstawie zmian parametru fali ultradźwiękowej, jakim jest wzmocnienie impulsu, wyznaczono moduł ciśnieniowego współczynnika odbicia |r|, odzwierciedlający przyczepność powłoki. przykładowy przebieg modułu |r| w okresie konstytuowania połączenia powłoki z podłożem, przedstawiono na rysunku 4.1. w normalnych warunkach eksploatacji, etap degradacji przebiega stosunkowo powoli. w badaniach własnych zatem wykorzystano specjalne stanowisko, które przyspiesza ten proces, wskutek wytwarzania cyklicznych odkształceń badanego połączenia. szczegóły budowy i działania stanowiska przedstawiono w pracach [3,4], a uzyskane we własnych badaniach wartości modułu ciśnieniowego współczynnika odbicia |r| fali podłużnej podczas okresu degradacji połączenia powłoki z podłożem, przedstawiono na rysunku 4.2. wartości modułu ciśnieniowego współczynnik odbicia, uzyskane zarówno w procesie kontytuowania się połączenia (rys. 4.1), jak i w procesie jego degradacji (rys. 4.2) są w ogólnym ujęciu zgodne z przewidywaniami, tzn. zwiększonej wartości przyczepności odpowiadają mniejsze wartości modułu współczynnika odbicia. w szczególności, w fazie konstytuowania połączenia, zmiany wartości parametru dobrze obrazują proces utwardzania szpachlówki po jej nałożeniu na podłoże stalowe. ocena przydatności leptoskopu   w badaniach rozkładu grubości   powłok lakierniczych  do badań i pomiaru grubości powłok lakierniczych użyto pc-leptoskopu 2050 firmy karl deutsch. powtarzalność b) d) f) rys. 5.2. badania grubości renowacyjnej powłoki lakierniczej po polerowaniu: a) wybrana próbka, b) szablon pomiarowy, c,e) rozkłady grubości lakieru przed polerowaniem, d,f) rozkłady grubości lakieru po polerowaniu z przemieszczeniem materiału powłoki fig. 5.2. investigation of thickness of renovative car lacquer after polishing: a) selected sample, b) measuring pattern, c,e) distributions of lacquer thickness before polishing, d,f) distributions of lacquer thickness after polishing with displacement material of coating polerowanie lakieru samochodu w celu usunięcia rys na lakierze nadwozia nieuchronnie prowadzi do równomiernego ubytku materiału powłoki od kilku do kilkunastu mikrometrów (rys. 5.3) [5]. a c b) d) f) rys. 5.2. badania grubości renowacyjnej powłoki lakierniczej po polerowaniu: a) wybrana próbka, b) szablon pomiarowy, c,e) rozkłady grubości lakieru przed polerowaniem, d,f) rozkłady grubości lakieru po polerowaniu z przemieszczeniem materiału powłoki fig. 5.2. investigation of thickness of renovative car lacquer after polishing: a) selected sample, b) measuring pattern, c,e) distributions of lacquer thickness before polishing, d,f) distributions of lacquer thickness after polishing with displacement material of coating polerowanie lakieru samochodu w celu usunięcia rys na lakierze nadwozia nieuchronnie prowadzi do równomiernego ubytku materiału powłoki od kilku do kilkunastu mikrometrów (rys. 5.3) [5]. a c rys.  4.  badania rozkładu grubości lakieru samochodowego: a) widok samochodu, b) siatka pomiarowa, c) przykładowe rozkłady lakieru fabrycznego, d) przykładowe rozkłady lakieru renowacyjnego fig.  4. investigation of thickness of car lacquer: a) view of car, b) measurement web, c) examples of thickness distribution of industrial lacquer, d) examples of distribution of renovative car lacquer b) d) f) rys. 5.2. badania grubości renowacyjnej powłoki lakierniczej po polerowaniu: a) wybrana próbka, b) szablon pomiarowy, c,e) rozkłady grubości lakieru przed polerowaniem, d,f) rozkłady grubości lakieru po polerowaniu z przemieszczeniem materiału powłoki fig. 5.2. investigation of thickness of renovative car lacquer after polishing: a) selected sample, b) measuring pattern, c,e) distributions of lacquer thickness before polishing, d,f) distributions of lacquer thickness after polishing with displacement material of coating polerowanie lakieru samochodu w celu usunięcia rys na lakierze nadwozia nieuchronnie prowadzi do równomiernego ubytku materiału powłoki od kilku do kilkunastu mikrometrów (rys. 5.3) [5]. a c b) d) f) rys. 5.2. badania grubości renowacyjnej powłoki lakierniczej po polerowaniu: a) wybrana próbka, b) szablon pomiarowy, c,e) rozkłady grubości lakieru przed polerowaniem, d,f) rozkłady grubości lakieru po polerowaniu z przemieszczeniem materiału powłoki fig. 5.2. investigation of thickness of renovative car lacquer after polishing: a) selected sample, b) measuring pattern, c,e) distributions of lacquer thickness before polishing, d,f) distributions of lacquer thickness after polishing with displacement material of coating polerowanie lakieru samochodu w celu usunięcia rys na lakierze nadwozia nieuchronnie prowadzi do równomiernego ubytku materiału powłoki od kilku do kilkunastu mikrometrów (rys. 5.3) [5]. a c   a ) b) d) f) rys. 5.2. badania grubości renowacyjnej powłoki lakierniczej po polerowaniu: a) wybrana próbka, b) szablon pomiarowy, c,e) rozkłady grubości lakieru przed polerowaniem, d,f) rozkłady grubości lakieru po polerowaniu z przemieszczeniem materiału powłoki fig. 5.2. investigation of thickness of renovative car lacquer after polishing: a) selected sample, b) measuring pattern, c,e) distributions of lacquer thickness before polishing, d,f) distributions of lacquer thickness after polishing with displacement material of coating polerowanie lakieru samochodu w celu usunięcia rys na lakierze nadwozia nieuchronnie prowadzi do równomiernego ubytku materiału powłoki od kilku do kilkunastu mikrometrów (rys. 5.3) [5]. a c   b ) b) d) f) rys. 5.2. badania grubości renowacyjnej powłoki lakierniczej po polerowaniu: a) wybrana próbka, b) szablon pomiarowy, c,e) rozkłady grubości lakieru przed polerowaniem, d,f) rozkłady grubości lakieru po polerowaniu z przemieszczeniem materiału powłoki fig. 5.2. investigation of thickness of renovative car lacquer after polishing: a) selected sample, b) measuring pattern, c,e) distributions of lacquer thickness before polishing, d,f) distributions of lacquer thickness after polishing with displacement material of coating polerowanie lakieru samochodu w celu usunięcia rys na lakierze nadwozia nieuchronnie prowadzi do równomiernego ubytku materiału powłoki od kilku do kilkunastu mikrometrów (rys. 5.3) [5]. a c   c )   d ) pomiarów zapewniono poprzez wykonanie siatki pomiarowej, wyznaczającej punkty pomiarowe na karoserii samochodu oraz poprzez zastosowanie szablonów na próbkach lub wycinkach lakierowanej blachy karoseryjnej [5] (rys. 5.1). dołączony do przyrządu program statystyczny pozwalał na wyznaczenie podstawowych parametrów statystycznych pomiarów. badania rozkładu grubości fabrycznych powłok lakierniczych dla wybranych marek i modeli pojazdów samochodowych uwidoczniły zróżnicowane grubości tych powłok w różnych częściach nadwozia samochodu. jednocześnie rozrzuty grubości lakieru fabrycznego (rys. 5.1c) są niewielkie w porównaniu z rozrzutami grubości lakierniczej powłoki renowacyjnej (rys. 5.1d), nakładanej w warunkach warsztatowych, podczas napraw bieżących i powypadkowych pojazdów samochodowych. niewłaściwe wykonanie renowacyjnych lakierniczych powłok samochodowych (nadmierna grubość, niewłaściwe utwardzanie powłoki oraz polerowanie) może prowadzić do nadpalenia lub spowodować przemieszczania materiału powłoki (rys. 5.2) [5].   a )   b )   c)   d )   e)   f ) rys.  5.  badania grubości renowacyjnej powłoki lakierniczej po polerowaniu: a) wybrana próbka, b) szablon pomiarowy, c,e) rozkłady grubości lakieru przed polerowaniem, d,f) rozkłady grubości lakieru po polerowaniu z przemieszczeniem materiału powłoki fig.  5. investigation of thickness of renovative car lacquer after polishing: a) selected sample, b) measuring pattern, c,e) distributions of lacquer thickness before polishing, d,f) distributions of lacquer thickness after polishing with displacement material of coating polerowanie lakieru samochodu w celu usunięcia rys na lakierze nadwozia nieuchronnie prowadzi do równomiernego ubytku materiału powłoki od kilku do kilkunastu mikrometrów (rys. 5.3) [5]. także mycie pojazdów samochodowych w myjniach automatycznych lub ręcznych, zwłaszcza w przypadku niestosowania wstępnego spłukiwania kurzu i brudu drogowego, stosowania zużytych szczotek, gąbek, ściereczek, prowadzi do zużycia powłoki lakierniczej, co potwierdziły przeprowadzone badania z zastosowaniem pc-leptoskopu 2050 (rys. 5.3) [5]. do badań i pomiaru grubości powłok lakierniczych użyto pc-leptoskopu 2050 firmy karl deutsch. powtarzalność pomiarów zapewniono poprzez wykonanie siatki pomiarowej, wyznaczającej punkty pomiarowe na karoserii samochodu oraz poprzez zastosowanie szablonów na próbkach lub wycinkach lakierowanej blachy karoseryjnej [5] (rys. 5.1). dołączony do przyrządu program statystyczny pozwalał na wyznaczenie podstawowych parametrów statystycznych pomiarów. a) b) c) d) rys. 5.1. badania rozkładu grubości lakieru samochodowego: a) widok samochodu, b) siatka pomiarowa, c) przykładowe rozkłady lakieru fabrycznego, d) przykładowe rozkłady lakieru renowacyjnego fig. 5.1. investigation of thickness of car lacquer: a) view of car, b) measurement web, c) examples of thickness distribution of industrial lacquer, d) examples of distribution of renovative car lacquer badania rozkładu grubości fabrycznych powłok lakierniczych dla wybranych marek i modeli pojazdów samochodowych uwidoczniły zróżnicowane grubości tych powłok w różnych częściach nadwozia samochodu. jednocześnie rozrzuty grubości lakieru fabrycznego (rys. 5.1c) są niewielkie w porównaniu z rozrzutami grubości lakierniczej powłoki renowacyjnej (rys. 5.1d), nakładanej w warunkach warsztatowych, podczas napraw bieżących i powypadkowych pojazdów samochodowych. niewłaściwe wykonanie renowacyjnych lakierniczych powłok samochodowych (nadmierna grubość, niewłaściwe utwardzanie powłoki oraz polerowanie) może prowadzić do nadpalenia lub spowodować przemieszczania materiału powłoki (rys. 5.2) [5]. a) c) e) 52 przegląd  spawalnictwa vol. 89 2/2017 b d rys. 5.4. pomiar ubytku powłoki lakierniczej samochodu po polerowaniu (wykresy dolne): a) leptoskop 2050kd , b) polerowanie ręczne, b) ubytek i przemieszczenie materiału powłoki przy temperaturze polerowania 70-80 0c, d) polerowanie mechaniczne fig. 5.4. measurement of removing of car lacquer coating after polishing (bottom diagrams): a) leptoskop 2050kd, b)hand polishing, b) removing and displacement of material coating at temperature of mechanical polishing 70-80 0c d) mechanical polishing także mycie pojazdów samochodowych w myjniach automatycznych lub ręcznych, zwłaszcza w przypadku niestosowania wstępnego spłukiwania kurzu i brudu drogowego, stosowania zużytych szczotek, gąbek, ściereczek, prowadzi do zużycia powłoki lakierniczej, co potwierdziły przeprowadzone badania z zastosowaniem pc-leptoskopu 2050 (rys. 5.3) [5]. a) c) b d rys. 5.4. pomiar ubytku powłoki lakierniczej samochodu po polerowaniu (wykresy dolne): a) leptoskop 2050kd , b) polerowanie ręczne, b) ubytek i przemieszczenie materiału powłoki przy temperaturze polerowania 70-80 0c, d) polerowanie mechaniczne fig. 5.4. measurement of removing of car lacquer coating after polishing (bottom diagrams): a) leptoskop 2050kd, b)hand polishing, b) removing and displacement of material coating at temperature of mechanical polishing 70-80 0c d) mechanical polishing także mycie pojazdów samochodowych w myjniach automatycznych lub ręcznych, zwłaszcza w przypadku niestosowania wstępnego spłukiwania kurzu i brudu drogowego, stosowania zużytych szczotek, gąbek, ściereczek, prowadzi do zużycia powłoki lakierniczej, co potwierdziły przeprowadzone badania z zastosowaniem pc-leptoskopu 2050 (rys. 5.3) [5]. a) c) b d rys. 5.4. pomiar ubytku powłoki lakierniczej samochodu po polerowaniu (wykresy dolne): a) leptoskop 2050kd , b) polerowanie ręczne, b) ubytek i przemieszczenie materiału powłoki przy temperaturze polerowania 70-80 0c, d) polerowanie mechaniczne fig. 5.4. measurement of removing of car lacquer coating after polishing (bottom diagrams): a) leptoskop 2050kd, b)hand polishing, b) removing and displacement of material coating at temperature of mechanical polishing 70-80 0c d) mechanical polishing także mycie pojazdów samochodowych w myjniach automatycznych lub ręcznych, zwłaszcza w przypadku niestosowania wstępnego spłukiwania kurzu i brudu drogowego, stosowania zużytych szczotek, gąbek, ściereczek, prowadzi do zużycia powłoki lakierniczej, co potwierdziły przeprowadzone badania z zastosowaniem pc-leptoskopu 2050 (rys. 5.3) [5]. a) c) b d rys. 5.4. pomiar ubytku powłoki lakierniczej samochodu po polerowaniu (wykresy dolne): a) leptoskop 2050kd , b) polerowanie ręczne, b) ubytek i przemieszczenie materiału powłoki przy temperaturze polerowania 70-80 0c, d) polerowanie mechaniczne fig. 5.4. measurement of removing of car lacquer coating after polishing (bottom diagrams): a) leptoskop 2050kd, b)hand polishing, b) removing and displacement of material coating at temperature of mechanical polishing 70-80 0c d) mechanical polishing także mycie pojazdów samochodowych w myjniach automatycznych lub ręcznych, zwłaszcza w przypadku niestosowania wstępnego spłukiwania kurzu i brudu drogowego, stosowania zużytych szczotek, gąbek, ściereczek, prowadzi do zużycia powłoki lakierniczej, co potwierdziły przeprowadzone badania z zastosowaniem pc-leptoskopu 2050 (rys. 5.3) [5]. a) c) b) d) rys. 5.3. badania wpływu mycia na zużycie powłoki lakierniczej: a) widok samochodu z miejscem próbkowania, b) próbka, c) rozkład grubości przed myciem, d) wybrany rozkład grubości lakieru po myciu fig. 5.3. investigation of influence of car washing on lacquer thickness: a) car view with place of sampling, b) a sample, c) thickness distribution of lacquer before washing, d) selected thickness distribution of lacquer thickness after washing użycie leptoskopu z sondami jednobiegunowymi, z wykorzystaniem metody elektromagnetycznej i prądów wirowych, umożliwiło wyjaśnienie różnych technologicznych i eksploatacyjnych aspektów nakładania bądź obsługi lakierniczych powłok samochodowych. pozwoliło na uzyskanie rozkładów grubości powłok lakierniczych, ułatwiających interpretację wyników. świadczy to o przydatności metody i przyrządu w ocenie grubości powłok lakierniczych. 6. podsumowanie zaprezentowane wybrane wyniki badań potwierdzają przydatność stosowanych metod badań nieniszczących w budowie i eksploatacji pojazdów samochodowych. oprócz dotychczasowego wykrywania nieciągłości strukturalnych części pojazdów samochodowych, możliwe jest użycie metod nieniszczących w badaniu połączeń stosowanych w budowie b) d) rys. 5.3. badania wpływu mycia na zużycie powłoki lakierniczej: a) widok samochodu z miejscem próbkowania, b) próbka, c) rozkład grubości przed myciem, d) wybrany rozkład grubości lakieru po myciu fig. 5.3. investigation of influence of car washing on lacquer thickness: a) car view with place of sampling, b) a sample, c) thickness distribution of lacquer before washing, d) selected thickness distribution of lacquer thickness after washing użycie leptoskopu z sondami jednobiegunowymi, z wykorzystaniem metody elektromagnetycznej i prądów wirowych, umożliwiło wyjaśnienie różnych technologicznych i eksploatacyjnych aspektów nakładania bądź obsługi lakierniczych powłok samochodowych. pozwoliło na uzyskanie rozkładów grubości powłok lakierniczych, ułatwiających interpretację wyników. świadczy to o przydatności metody i przyrządu w ocenie grubości powłok lakierniczych. 6. podsumowanie zaprezentowane wybrane wyniki badań potwierdzają przydatność stosowanych metod badań nieniszczących w budowie i eksploatacji pojazdów samochodowych. oprócz dotychczasowego wykrywania nieciągłości strukturalnych części pojazdów samochodowych, możliwe jest użycie metod nieniszczących w badaniu połączeń stosowanych w budowie   a )   b )   c )   d) rys.  6.  pomiar ubytku powłoki lakierniczej samochodu po polerowaniu (wykresy dolne): a) leptoskop 2050kd, b) polerowanie ręczne, b) ubytek i przemieszczenie materiału powłoki przy temperaturze polerowania 70-80 °c, d) polerowanie mechaniczne fig. 6. measurement of removing of car lacquer coating after polishing (bottom diagrams): a) leptoskop 2050kd, b)hand polishing, b) removing and displacement of material coating at temperature of mechanical polishing 70-80 °c d) mechanical polishing także mycie pojazdów samochodowych w myjniach automatycznych lub ręcznych, zwłaszcza w przypadku niestosowania wstępnego spłukiwania kurzu i brudu drogowego, stosowania zużytych szczotek, gąbek, ściereczek, prowadzi do zużycia powłoki lakierniczej, co potwierdziły   a )   b )   c )   d ) rys.  6.  badania wpływu mycia na zużycie powłoki lakierniczej: a) widok samochodu z miejscem próbkowania, b) próbka, c) rozkład grubości przed myciem, d) wybrany rozkład grubości lakieru po myciu fig. 6. investigation of influence of car washing on lacquer thickness: a) car view with place of sampling, b) a sample, c) thickness distribution of lacquer before washing, d) selected thickness distribution of lacquer thickness after washing przeprowadzone badania z zastosowaniem pc-leptoskopu 2050 (rys. 5.3) [5]. użycie leptoskopu z sondami jednobiegunowymi, z wykorzystaniem metody elektromagnetycznej i prądów wirowych, umożliwiło wyjaśnienie różnych technologicznych i eksploatacyjnych aspektów nakładania bądź obsługi lakierniczych powłok samochodowych. pozwoliło na uzyskanie rozkładów grubości powłok lakierniczych, ułatwiających interpretację wyników. świadczy to o przydatności metody i przyrządu w ocenie grubości powłok lakierniczych. podsumowanie zaprezentowane wybrane wyniki badań potwierdzają przydatność stosowanych metod badań nieniszczących w budowie i eksploatacji pojazdów samochodowych. oprócz dotychczasowego wykrywania nieciągłości strukturalnych części pojazdów samochodowych, możliwe jest użycie metod nieniszczących w badaniu połączeń stosowanych w budowie pojazdów i ich diagnozowaniu podczas eksploatacji. dzięki tym metodom możliwe jest rozwiązanie problemów kontroli, zarówno istotnych ze względu na sztywność nadwozia węzłów, w tym połączeń zgrzewanych, adhezyjnych i połączeń powłok szpachlówkowo-lakierniczych z blachą karoseryjną, jak i ważnych z punku widzenia jego zabezpieczenia antykorozyjnego. literatura [1] p. cawley, j.m. allin, m.j.s. lowe, “adhesive disbond detection of automotive components using first mode ultrasonic resonance” ndt&e international, vol. 36, 7, 2003, pp. 503 – 514. [2] j. kowalczyk, “assessment of the glue joints in car body by ultrasonic method” proceedings of 7th european conference of young research and science workers in transport and telecommunications, july, 2007. [3] r. mańczak, m. jósko, „metodyka i stanowisko do badań degradacji połączeń adhezyjnych typu powłoka-podłoże cz. 1” journal of research and applications in agricultural engineering, vol. 57, 2012, nr 1, s. 105-108. [4] r. mańczak, m. jósko, d. ulbrich, “methodology and station for degradation’s evaluation of adhesive bonds type coating-substrate. part 2” journal of research and applications in agricultural engineering, vol. 59, 2014, nr 1, s. 88-93. [5] ł. stefański, w. dubisz, m. walczak, n. dudek, „opracowania niepublikowane w ramach badań własnych, wykonanych w latach 2010-15” wmrit pp, poznań. 201303_pspaw_ghik.pdf 14 przegląd spawalnictwa 3/2013 janusz czuchryj sławomir sikora krzysztof staniszewski ocena jakości złączy spawanych w konstrukcjach stalowych kontrolowanych radiograficznie, na podstawie poziomu jakości b+ wg pn-en 1090-2 quality assessment of welded joints in steel structures  subjected to radiographic examination, basing  on the quality level b+ acc. to pn-en 1090-2 streszczenie wymagany poziom jakości złączy spawanych powinien być ustalony przed ich wykonaniem, najlepiej na etapie projektowania. w niektórych konstrukcjach może zaistnieć konieczność ustalania różnych poziomów jakości w tym samym złączu spawanym lub wprowadzenie szczególnych wymagań dla przyjętego poziomu jakości. fakt ten ujęto w pn-en 1090-2. ten poziom jakości oznaczono symbolem b+, który w większości przypadków dotyczy niezgodności wykrywalnych metodą radiograficzną. wykonano porównanie zasad oceny jakości złączy spawanych na podstawie radiogramów, według wymagań: pn–en iso 5817, pn–en 12517-1 i pn–en 1090-2. porównanie powinno przyczynić się do zoptymalizowania tych zasad ze względu na przedstawione w normach wymagania. abstract the required quality level of welded structures should be determined prior to their execution, preferably in the designing stage. for some structures the need for determining various quality levels in the same welded joint may occur or special requirements for the established quality level should be introduced. these conditions can be observed in pn-en 1090-2 standard. such quality level has been denoted with symbol b+, which in the majority of cases concerns the imperfections detected using radiographic method. for this reason the study has been undertaken aimed at the comparison of the rules of quality assessment of welded joints on the basis of radiographs in accordance with the requirements of the following standards: pn-en iso 5817, pn-en 12517-1 and pn-en 1090-2. this comparison should contribute to the optimisation of these rules in respect of the requirements determined in the standards. mgr inż. janusz czuchryj, mgr inż. sławomir sikora, mgr inż. krzysztof staniszewski – instytut spawalnictwa w gliwicach. wstęp identyfikacja niezgodności występujących w złączach spawanych możliwa jest wyłącznie za pomocą badań nieniszczących. na podstawie uzyskanych wyników badań określa się zwykle długość, szerokość i wysokość niezgodności oraz określa jakość wykonanych połączeń. wymagany poziom jakości złączy spawanych powinien być ustalony przed ich wykonaniem, najlepiej na etapie projektowania. dla pojedynczego złącza najczęściej ustala się jeden poziom jakości. w niektórych konstrukcjach może zaistnieć konieczność ustalania różnych poziomów jakości w tym samym złączu spawanym lub wprowadzenie szczególnych wymagań dla przyjętego poziomu jakości. ostatni przypadek dotyczy konstrukcji odpowiedzialnych, tzn. takich, których awaria (zniszczenie) 15przegląd spawalnictwa 3/2013 zagraża nadzwyczajnymi konsekwencjami. przykładem takich konstrukcji mogą być płyty w pomostach obiektów przemysłowych, w których wykorzystuje się blachy jako elementy nie tylko pokryciowe, ale również jako elementy nośne, dzięki zastosowaniu odpowiednich użebrowań (rys. 1) [1]. ustalenie szczególnych wymagań dla przyjętego poziomu jakości ujęto w pn-en 1090-2, w której dla złączy spawanych konstrukcji stalowych oraz złączy spawanych płyt pomostowych w mostach stalowych, dla poziomu jakości b (zdefiniowanego zgodnie z pn–en iso 5817) ustalono wymagania dodatkowe. ten poziom jakości oznaczono symbolem b+. większość wymagań dodatkowych dotyczy niezgodności wykrywalnych metodą radiograficzną. ponieważ radiografia zajmuje ważną pozycję wśród najczęściej stosowanych metod badań nieniszczących, znajomość obowiązujących w tym zakresie zasad należy uznać za istotną z punktu widzenia diagnostyki technicznej. z tego powodu podjęto pracę, polegającą na porównaniu zasad oceny jakości złączy spawanych na podstawie radiogramów, wg wymagań norm: pn–en iso 5817, pn–en 12517-1 i pn–en 1090-2. porównanie powinno przyczynić się do zoptymalizowania tych zasad ze względu na przedstawione w normach wymagania. poziomy jakości, poziomy akceptacji wskazań i klasy wykonania konstrukcji w pn-en iso 5817, dla materiałów o grubości większej lub równej 0,5 mm, określono trzy zbiory wartości wymiarowych dobieranych do danego zastosowania. zbiory te nazwano poziomami jakości i oznaczono literami b, c i d. poziom b odpowiada najwyższym wymaganiom wobec wykonywanych złączy spawanych, natomiast poziom d wymaganiom najniższym. poziom c stanowi wymagania pośrednie. zaleca się, aby podczas wyboru poziomu jakości uwzględnić takie czynniki jak: ważność projektu, przewidywane procesy obróbcze, rodzaj działających obciążeń, warunki eksploatacji wyrobu oraz konsekwencje jego ewentualnej awarii. ważny czynnik wyboru stanowią również zagadnienia ekonomiczne. norma obejmuje rodzaje niezgodności spawalniczych, które są charakterystyczne dla różnych metod spawania. rozważa się tylko te niezgodności, które odnoszą się do zastosowanego procesu spawalniczego. normę pn–en iso 5817 wprowadzono jako ogólny przepis odbiorowy, do którego można odnieść wyniki różnych metod badań nieniszczących. w obecnej postaci normy jest to jednak niewykonalne. nie uwzględniono bowiem podstaw fizycznych, specyfiki i zakresu zastosowania poszczególnych metod badawczych. dlatego opracowano normy określające tzw. poziomy akceptacji wskazań, które te niezgodności eliminują. poziomy akceptacji niezgodności spawalniczych wykrywanych radiograficznie określono w pn–en 12517-1 i oznaczono je 1, 2 i 3. poziomy akceptacji wskazań skorelowano z poziomami jakości (pn-en 17635, tabl. i, rys. 2). jak wynika z tablicy i i rysunku 2, poziomy akceptacji wskazań 1, 2 i 3 dla badań radiograficznych rys. 1. przykłady użebrowanych płyt pomostowych: a) ortotropowej; 1 – bezpośrednio przyspawane, 2 i 3 – z nakładkami ciągłości; b) w moście autostradowym – schemat przekroju poprzecznego mostu; c) przechodzące w sposób ciągły przez środniki poprzecznic pomostu; d) szczegóły wykonania użebrowań; 1 – płyta pomostu, 2 – połączenie spawane usztywnienia płyty pomostu żebrem podłużnym, 3 – połączenie spawane żebra podłużnicy i poprzecznicy, 4 – wycięcie w środniku belki poprzecznej fig. 1. examples of ribbed deck plate: a) orthotropic: 1 – welded on directly, 2 and 3 – with continuity strap; b) motorway bridge – a diagram of a bridge cross section; c) crossing continuously through the webs of a deck crossbars; d) details of ribs erection; 1 – deck plate, 2 – welded joint of a deck plate with the longitudinal rib, 3 – welded joint of a stringer and a crossbeam, 4 – cut out in a crossbeam web tablica i. korelacja między poziomami jakości a poziomami akceptacji wskazań dla badań radiograficznych table i. correlation between quality levels and acceptation levels for indications during radiographic examination korelacja poziomy jakości wg pn-en iso 5817 poziomy akceptacji wskazań wg pn-en 12517-1 b 1 c 2 d 3 rys. 2. poziomy jakości wg pn-en iso 5817 i poziomy akceptacji wskazań wg pn-en 12517-1 w zależności od wymagań fig. 2. quality levels in accordance with pn-en iso 5817 and acceptation levels for indications in accordance with pn-en 12517-1 depending on the assigned requirements a) b) c) d) 16 przegląd spawalnictwa 3/2013 odpowiadają poziomom jakości b, c i d. oznacza to, że poziom akceptacji 1 jest równoważny jakości b, poziom akceptacji 2 poziomowi jakości c i poziom akceptacji 3 jakości d. jednak sposób określania wartości granicznych niezgodności spawalniczych w przypadku poziomów akceptacji jest nieco inny niż w przypadku poziomów jakości. w pn-en1090-2, dotyczącej wykonywania konstrukcji ze stali w gatunku nie wyższym niż s960, niezależnie od ich rodzaju i kształtów (np. budynki, mosty, elementy pełnościenne kratowe, narażone na zmęczenie lub oddziaływania sejsmiczne itp.), wyspecyfikowano wymagania w odniesieniu do tzw. klas wykonania konstrukcji. zgodnie z tą normą zdefiniowano cztery klasy wykonania konstrukcji: exc1, exc2, exc3 i exc4. klasa exc1 charakteryzuje się najniższymi wymaganiami, natomiast klasa exc4 najwyższymi. klasy wykonania mogą być stosowane do całej konstrukcji, części konstrukcji lub do jej elementów. w ramach jednej konstrukcji może zatem obowiązywać kilka klas wykonania. element lub grupa elementów zwykle przypisywane są do jednej klasy wykonania. klasy wykonania konstrukcji ustala się, uwzględniając czynniki wpływające na niezawodność konstrukcji (klasy konsekwencji, kategorie użytkowania, kategorie produkcji), co determinuje stosowanie określonych wymagań związanych z wykonaniem danej konstrukcji (tabl. ii). jak wynika z tablicy ii, przy wykonywaniu konstrukcji zgodnie z najmniej rygorystyczną klasą wykonania exc1 wymagany jest poziom jakości d złączy spawanych. przy wymaganiach klasy wykonania exc2 obowiązują poziomy jakości c i d (określone ze względu na obecność tylko niektórych niezgodności). jeżeli w dokumentacji (projekcie) konstrukcji nie podano klasy jej wykonania, to w każdym przypadku należy stosować klasę exc2. przy bardzo rygorystycznej klasie wykonania konstrukcji exc3 wymagany jest poziom jakości b. podczas wykonywania konstrukcji specjalnych (klasa exc4) obowiązują najwyższe wymagania dotyczące złączy spawanych, czyli poziom jakości b+. poziom jakości b+ wymagany jest również wtedy, kiedy wykonuje się konstrukcje, których awaria lub zniszczenie mogą być niebezpieczne. przewiduje się szeroki zakres zastosowania pn--en1090-2 w praktyce przemysłowej. zdaniem autorów opracowania, przeanalizowanie zaproponowanych wymagań na tle dotychczas stosowanych przepisów jest niezwykle istotne. kryteria akceptacji niezgodności spawalniczych na podstawie badań radiograficznych według pn-en iso 5817, pn-en 12517 i pn-en 1090-2 porównanie kryteriów akceptacji niezgodności spawalniczych, wykrywanych metodą radiograficzną, przeprowadzono dla doczołowych złączy spawanych ze stali. wymagania obowiązujące dla poszczególnych niezgodności na poziomie jakości b i b+ oraz poziomie akceptacji 1 zestawiono w tablicy iii. z analizy tablicy iii wynika, że zgodnie z oczekiwaniami kryteria akceptacji niezgodności spawalniczych określone na poziomie jakości b+ są na ogół bardziej rygorystyczne niż na poziomie jakości b, czy poziomie akceptacji 1. przykładowo, wartości graniczne pęcherzy gazowych (2011) i równomiernie rozłożonych (2012) na poziomie jakości b i na poziomie akceptacji 1 są takie same i wynoszą 3 mm. na poziomie jakości b+ wartość graniczna tych niezgodności jest mniejsza i wynosi 2 mm. natomiast w złączach spawanych płyt pomostowych (poziom jakości b+*) te same niezgodności akceptowalne są wyłącznie w postaci pęcherzy pojedynczych, przy czym należy rozumieć, że ich maksymalny wymiar (średnica) określony jest wymaganiami jak dla poziomu jakości b (rys. 3). zatem pod względem wartości granicznych analizowanych pęcherzy wymagania tablica ii. zależności zalecane przy ustalaniu klas wykonania konstrukcji oraz obowiązujące dla nich kryteria akceptacji (poziomy jakości) niezgodności spawalniczych table ii. the relations recommended in the determination of execution classes of the structures and related acceptation criteria (quality levels) of welding imperfections określenie zależności klasy konsekwencji cc1 cc2 cc3 kategorie użytkowania sc1 sc2 sc1 sc2 sc1 sc2 kategorie produkcji pc1 pc2 pc1 pc2 pc1 pc2 pc1 pc2 pc1 pc2 pc1 pc2 klasy wykonania konstrukcji exc1 exc2 exc2 exc2 exc2 exc2 exc3 exc3 exc3*) exc3*) exc3*) exc4 poziom jakości złącza wg pn-en iso 5817 d c, d**) b b+***) *) klasa exc4 dotyczy konstrukcji specjalnych w rozumieniu przepisów krajowych lub konstrukcji, których zniszczenie może być szczególnie niebezpieczne. uwaga: w przypadku, gdy klasa wykonania nie jest określona stosuje się klasę exc2. **) dopuszcza się poziom jakości d dla niezgodności w postaci: podtopień (5011, 5012), nawisu (506), śladu zajarzenia (601) i zakończeń krateru (2025). ***) poziom jakości nieokreślony przez wymagania pn-en iso 5817. uwaga: przy ustalaniu kryteriów akceptacji nie uwzględniono niezgodności w postaci niewłaściwego brzegu spoiny (505) i mikroprzyklejenia (4014). 17przegląd spawalnictwa 3/2013 tablica iii. porównanie kryteriów akceptacji niezgodności spawalniczych dla poziomów jakości b i b+ oraz poziomu akceptacji 1 wg różnych norm, dla złączy doczołowych ze stali kontrolowanych metodą radiograficzną table iii. comparison of acceptance criteria of welding imperfections for quality levels b and b+ as well as acceptation level 1 according to various standards for butt joints in steel examined with radiographic method oznaczenie niezgodności kryteria akceptacji wg pn-en iso 5817 poziom jakości b wg pn-en 12517-1 poziom akceptacji 1 wg pn-en 1090-2 poziom jakości b+ wg pn-en 1090-2*) poziom jakości b+* pęcherze gazowe (2011) pęcherze równomiernie rozłożone (2012) w.p. – a1 ≤ 1% w.w. – a1 ≤ 2% d ≤ 0,2s; max 3 mm w.p. – a2 ≤ 1% w.w. – a2 ≤ 2% d ≤ 0,2s; max 3 mm l = 100 mm d ≤ 0,1s; max 2 mm akceptowalne tylko pęcherze pojedyncze skupisko porowatości (umiejscowione) – gniazda pęcherzy (2013) a1 ≤ 4% d ≤ 0,2s; max 2 mm a2 ≤ 4% d ≤ 0,2s; max 2 mm; l = 100 mm d ≤ 0,1s; max 2 mm maksymalna suma pęcherzy: 2% łańcuch pęcherzy (2014) w.p. – a1 ≤ 2% w.w. – a1 ≤ 4% d ≤ 0,2s; max 2 mm w.p. – a2 ≤ 2% w.w. – a ≤ 4% d ≤ 0,2s; max 2 mm l = 100 mm d ≤ 0,1s; max 2 mm akceptowalne tylko pęcherze pojedyncze pęcherze podłużne (2015) pęcherze kanalikowe (2016) h ≤ 0,2s; max 2 mm l ≤ s; max 25 mm h ≤ 0,2s; max 2 mm σl ≤ s; max 25 mm l = 100 mm dla 2015 i 2016 wymagań dodatkowych nie określono pęcherzy długich nie dopuszcza się wtrącenia żużla (301) wtrącenia topnika (302) wtrącenia tlenków (303) h ≤ 0,2s; max 2 mm l ≤ s; max 25 mm h ≤ 0,2s; max 2 mm σl ≤ s; max 25 mm l = 100 mm h ≤ 0,1s; max 2 mm l ≤ s; max 10 mm nie dopuszcza sięwtrącenia metaliczne inne niż miedź (304) h ≤ 0,2s; max 2 mm l ≤ 0,2s; max 2 mm wtrącenia miedzi (3042) nie dopuszcza się nie dopuszcza się podtopienie ciągłe (5011) podtopienie przerywane (5012) dla t = 0,5÷3 mm nie dopuszcza się dla t = 0,5÷3 mm nie dopuszcza się; dla t > 3 mm: h ≤ 0,05t max 0,5 mm nie dopuszcza się h ≤ 0,5 mm – akceptowalne lokalnie dla t > 3 mm: h ≤ 0,05t max 0,5 mm dla 5012 wymagań dodatkowych nie określono wklęśnięcie grani (515) dla t = 0,5÷3 mm nie dopuszcza się; dla t > 3 mm: h ≤ 0,05t max 0,5 mm dopuszczalne niezgodności krótkie dla t = 0,5÷3 mm nie dopuszcza się; dla t > 3 mm: h ≤ 0,05t; max 0,5 mm l ≤ 25 mm nie dopuszcza się dla 515 wymagań dodatkowych nie określono *) dotyczy złączy doczołowych płyt pomostowych. a1 – maksymalny wymiar powierzchni pęcherzy w odniesieniu do powierzchni rzutowej; a2 – suma powierzchni rzutowej wskazań odniesiona do lp x wp (lp – każdy 100 mm odcinek badanej długości; wp – szerokość spoiny lub przekrój powierzchni niezgodności); d – średnica pęcherza, h – szerokość wskazania, szerokość lub wysokość powierzchni niezgodności, l – długość wskazania; σl – sumaryczna długość niezgodności wewnątrz l; s – nominalna grubość spoiny czołowej; t – grubość materiału spawanego; w.p. – warstwa pojedyncza; w.w. – wiele warstw. rys. 3. wartości graniczne pęcherzy gazowych i pęcherzy równomiernie rozłożonych dla poziomów jakości b, b+, b+* oraz poziomu akceptacji 1 fig. 3. limits for gas pores and uniformly distributed porosity for quality levels b, b+, b+* and acceptation level 1 18 przegląd spawalnictwa 3/2013 normy pn-en 1090-2 należy uznać za ostrzejsze niż norm pozostałych. na poziomie jakości b i poziomie akceptacji 1, oprócz wartości granicznych, ustalono również dopuszczalną powierzchnię pęcherzy odniesioną do rzutowanej powierzchni ocenianego odcinka spoiny. dopuszczalne wartości tego stosunku są w obu przypadkach takie same i wynoszą: 1% – dla spoiny jednowarstwowej i 2% – dla spoiny wielowarstwowej. na poziomie jakości b+ takiego ograniczenia nie podano. wynikałoby stąd, że pod względem ilości występujących w spoinie pęcherzy wymagania pn-en iso 5817 i pn-en 12517-1 są wyższe niż pn-en 1090-2. przyjmując natomiast, że na poziomie jakości b+ sformułowano wyłącznie zaostrzenie wymagań (pozostałe wymagania pozostają jak dla poziomu jakości b), to w odniesieniu do pęcherzy gazowych i równomiernie rozproszonych poziom jakości b+ charakteryzuje się wyższymi wymaganiami niż poziom jakości b i poziom akceptacji 1. jak widać, w przedstawionym zakresie wymagania pn-en 1090-2 nie są jednoznaczne i powinny zostać sprecyzowane. do podobnego wniosku prowadzi analiza wymagań dotyczących obecności pęcherzy równomiernie rozłożonych i łańcuchów pęcherzy (2014) w złączach płyt pomostowych, czyli na poziomie jakości b+* (rys. 4). akceptowalne są tylko pęcherze pojedyncze. tymczasem z definicji tych niezgodności (podanej w normie pn-en iso 6520-1) wynika, że muszą one występować w postaci większej (chociaż bliżej nieokreślonej) liczby indywidualnych pęcherzy gazowych. przykładowo, jeden lub dwa pęcherze pojedyncze nie mogą tworzyć łańcucha. w przypadku gniazd pęcherzy (2013) maksymalny wymiar sumy powierzchni rzutowania niezgodności, odniesiony do powierzchni ocenianej, zmniejszono na poziomie jakości b+ o połowę. zatem wymagania normy pn-en 1090-2 wydają się ostrzejsze niż norm pozostałych. kryteria akceptacji pęcherzy podłużnych (2015) i kanalikowych (2016) na poziomach jakości b, b+, b+* oraz poziomie akceptacji wskazań 1 są takie same (rys. 5). dla nominalnej grubości spoiny czołowej s ≥ 10 mm wartość graniczna niezgodności wynosi 2 mm. w złączach dopuszcza się ich obecność tylko w postaci niezgodności krótkich. z dotychczasowej analizy kryteriów akceptacji odpowiedzialnych złączy spawanych ze stali (kontrolowanych radiograficznie) wynika, że sprecyzowanie definicji takich niezgodności, jak: pęcherze równomiernie rozłożone (2012), gniazdo pęcherzy (2013) czy łańcuch pęcherzy (2014) staje się sprawą istotną. najprostszym rozwiązaniem byłoby przyjęcie definicji podanych w normie pn-74/m-69771, wg której zarówno w gnieździe, jak i łańcuchu pęcherzy muszą występować co najmniej 4 pęcherze w odstępach nie większych niż potrójna średnica pęcherza największego. na poziomie jakości b+* wtrącenia stałe (300) oceniane są bardzo rygorystycznie. we wszystkich przypadkach wtrąceń (301÷304, 3042) ich obecność nie jest akceptowalna (rys. 6 i 7). na poziomie jakości b i poziomie akceptacji 1 tak ostre wymagania dotyczą tylko wtrąceń miedzi. w przypadku poziomu jakości b+ sytuacja jest niejasna. z zapisu normatywnego (tabl. iii, poz. 5) nie wynika niedopuszczalność występowania wtrąceń miedzi na tym poziomie. na poziomie jakości b i poziomie akceptacji 1 dopuszcza się obecność wtrąceń żużla, topnika rys. 4. wartości graniczne skupisk porowatości (gniazd pęcherzy) i łańcuchów pęcherzy dla poziomów jakości b, b+, b+* oraz poziomu akceptacji 1 fig 4. limits for clustered (localised) porosity and linear porosity for quality levels b, b+, b+* and acceptation level 1 rys. 5. wartości graniczne pęcherzy podłużnych i kanalikowych dla poziomów jakości b, b+, b+* oraz poziomu akceptacji 1 fig. 5. limits for elongated cavities and worm holes for quality levels b, b+, b+* and acceptation level 1 rys. 6. wartości graniczne wtrąceń stałych (z wyjątkiem wtrącenia miedzi) dla poziomów jakości b, b+, b+* oraz poziomu akceptacji 1 fig. 6. limits for solid inclusion (other than copper) for quality levels b, b+, b+* and acceptation level 1 19przegląd spawalnictwa 3/2013 i tlenków wyłącznie krótkich, czyli nie dłuższych niż 25 mm. jeszcze mniejsze wtrącenia (zarówno pod względem szerokości, jak i długości) dopuszczono na poziomie jakości b+. jak widać, w przypadku obecności wtrąceń najwyższe wymagania muszą spełniać złącza spawane w płytach pomostowych. wiadomo, że wiele konstrukcji stalowych lub ich elementów scala się w warunkach terenowych (na budowie) ręcznie elektrodami otulonymi. ujawnienie w wykonanych złączach spawanych drobnych wtrąceń żużla jest zatem bardzo prawdopodobne. z tego powodu wymaganie obowiązujące dla poziomu jakości b+* czy b+ wydaje się zbyt ostre oraz nieuzasadnione zarówno pod względem technicznym, jak i ekonomicznym. z analizy tablicy iii wynika również, że zalecenia przedstawione w porównywanych normach bardzo rygorystycznie odnoszą się do obecności w złączach spawanych niezgodności spawalniczych w postaci ciągłych lub przerywanych podtopień od strony lica (5011, 5012) (rys. 8). dla grubości materiału spawanego 0,5÷3,0 mm ich obecność w złączach jest niedopuszczalna. natomiast dla grubości większej niż 3 mm dopuszcza się obecność niewielkich podtopień od strony lica tylko na poziomach jakości b i b+* (akceptowane lokalnie) oraz poziomie akceptacji wskazań 1. w obecności podtopień od strony lica złącze spawane pracuje w warunkach złożonego stanu naprężeń (mimośrodowe rozciąganie – rys. 9). zatem przedstawiony sposób oceny wydaje się słuszny. jednak opublikowano badania, których wyniki prowadzą do wniosku, że przywiązywanie tak dużej jak obecnie wagi do występujących w złączu podtopień nie jest dostatecznie uzasadnione [2]. bardzo negatywna ocena wklęśnięć grani na poziomie jakości b+ również nie znajduje uzasadnienia (rys.10). wynika to z faktu, że ubytek przekroju nośnego złącza z wklęśnięciami jest na ogół rekompensowany wysokością nadlewu wykonanej spoiny oraz wyższymi, w porównaniu do materiału podstawowego, właściwościami wytrzymałościowymi (rys. 11). rys. 7. wartości graniczne wtrąceń miedzi dla poziomów jakości b, b+, b+* oraz poziomu akceptacji 1 fig. 7. limits for copper inclusions for quality levels b, b+, b+* and acceptation level 1 rys. 8. wartości graniczne podtopień od strony lica spoiny dla poziomów jakości b, b+, b+* oraz poziomu akceptacji 1 fig. 8. limits for undercuts for quality levels b, b+, b+* and acceptation level 1 rys. 9. oddziaływanie podtopień od strony lica w spawanym złączu doczołowym fig. 9. illustration of the undercut action in butt welded joint rys. 10. wartości graniczne wklęśnięć grani dla poziomów jakości b, b+, b+* oraz poziomu akceptacji 1 fig 10. limits for the root concavity for quality levels b, b+, b+* and acceptation level 1 rys. 11. poglądowe przedstawienie zasadności łagodniejszej oceny wklęśnięć grani fig. 11. illustration of the rationality of the more lenient assessment of the root concavity 20 przegląd spawalnictwa 3/2013 podsumowanie dla kryteriów akceptacji charakteryzujących się najwyższymi wymaganiami (poziom jakości b, b+, b+* i poziom akceptacji wskazań 1) porównanie norm pn-en iso 5817, pn-en 12517-1 i pn-en 1090-2 wykazało znaczne podobieństwo zasad oceny jakości złączy spawanych na podstawie badań radiograficznych. w odniesieniu do złączy doczołowych o grubości 0,5÷3 mm oraz niezgodności spawalniczych w postaci wklęśnięcia grani (515) i podtopień od strony lica (5011, 5012) ocena jest taka sama. w przypadku złączy o grubości większej niż 3 mm analiza wartości granicznych niezgodności prowadzi do wniosku, że wymagania normy pn-en 1090-2 są bardziej rygorystyczne niż norm pozostałych. do podobnego wniosku prowadzi również analiza wartości granicznych wtrąceń (300), których obecność na poziomie jakości b+* jest niedopuszczalna w żadnym zakresie. natomiast wymagań obowiązujących dla poziomu jakości b+ nie można uznać za jednoznaczne. podobnie niejednoznaczne są kryteria akceptacji ustalone dla różnego rodzaju pęcherzy (2011 do 2016). wymagania pn-en 1090-2 na poziomach jakości b+ i b+* dotyczące wartości granicznych tych niezgodności są bardziej rygorystyczne niż wymagania norm pozostałych. jednak w przypadku pęcherzy równomiernie rozłożonych (2012) i łańcucha pęcherzy (2014) wymaganie przedstawione na poziomie jakości b+* jest dyskusyjne. trudno bowiem dla tych niezgodności akceptować włącznie pęcherze pojedyncze. dla pęcherzy podłużnych (2015) i kanalikowych (2016) wymagania analizowanych norm są takie same. akceptuje się tylko niezgodności krótkie. literatura [1] augustyn j., śledziewski e.: technologiczność stalowych konstrukcji spawanych. arkady. warszawa, 1974. [2] robakowski t.: wpływ wad w złączach spawanych na własności eksploatacyjne konstrukcji spawanych. wydawnictwo instytutu spawalnictwa. gliwice, 2005. [3] staniszewski k., sikora s., czuchryj j.: ocena jakości złączy spawanych w konstrukcjach budowlanych na podstawie badań radiograficznych i poziomu jakości b+. biuletyn instytutu spawalnictwa nr 5/2011. [4] wichtowski b., wichtowski m.: normatywne wymagania wykonawcze i spawalnicze w konstrukcjach budowlanych oraz badania jakości spoin. przegląd spawalnictwa nr 3/2012. [5] czuchryj j., sikora s., staniszewski k.: ocena jakości złączy spawanych płyt pomostowych wg wymagań normy pn-en 1090-2 na podstawie poziomu jakości b+. biuletyn instytutu spawalnictwa nr 2/2012. [6] brózda j., czuchryj j.: radiografia złączy spawanych. wydawnictwo instytutu spawalnictwa. gliwice, 2005. [7] czuchryj j., papkala h., winiowski a.: niezgodności w złączach spajanych. wydawnictwo instytutu spawalnictwa. gliwice 2005. norma pn-en 1090-2 charakteryzuje się, jak każde nowe opracowanie, pewnymi niedoskonałościami. może to powodować nieporozumienia w interpretacji przedstawionych w niej wymagań. z tego powodu warto, naszym zdaniem, poddać zawartość normy analizie przed jej szerokim upowszechnieniem w praktyce przemysłowej. przedstawione porównanie i jego wyniki należy traktować jako głos w tego rodzaju dyskusji. na podstawie przeprowadzonego porównania można sformułować następujące wnioski: – w zakresie oceny jakości złączy spawanych na podstawie badań radiograficznych wymagania pn-en iso 5817 i pn–en 12517-1, dla poziomu jakości b i poziomu akceptacji wskazań 1, są takie same lub bardzo zbliżone; – z punktu widzenia wartości granicznych niezgodności spawalniczych wymagania pn-en 1090-2 są wiekszą niż pn-en iso 5817 i pn-en 12517-1; – w świetle wymagań dotyczących obecności pęcherzy równomiernie rozłożonych (2012) i łańcuchów pęcherzy (2014) w złączach płyt pomostowych na poziomie jakości b+ zachodzi konieczność sprecyzowania definicji tych niezgodności; – przed wdrożeniem pn-en 1090-2 do szerokiego stosowania w praktyce przemysłowej zasadność ustanowienia specjalnych wymagań, w postaci poziomu jakości b+, powinna być poddana merytorycznej, powszechnej dyskusji. wykaz norm – pn-en iso 5817:2009 spawanie – złącza spawane ze stali, niklu, tytanu i ich stopów (z wyjątkiem spawanych wiązką) – poziomy jakości według niezgodności spawalniczych. – pn-en iso 5817:2009 /a1 spawanie – złącza spawane ze stali, niklu, tytanu i ich stopów (z wyjątkiem spawanych wiązką) – poziomy jakości według niezgodności spawalniczych. – pn-en 12517-1:2008 badania nieniszczące spoin – część 1: ocena złączy spawanych ze stali, niklu, tytanu i ich stopów na podstawie radiografii – poziomy akceptacji. – pn-en 17635 badania nieniszczące spoin – zasady ogólne dotyczące metali. – pn-en 1090-2 wykonanie konstrukcji stalowych i aluminiowych – część 2: wymagania techniczne dotyczące konstrukcji stalowych. – pn-en 1993:2006 eurokod 3 – projektowanie konstrukcji stalowych – część 2: mosty stalowe. – pn-74/m – 69771 spawalnictwo – wady złączy doczołowych wykrywane badaniami radiograficznymi – nazwy i odniesienia. ps 04 2017 www.pdf 10 przegląd  spawalnictwa vol. 89 4/2017 wpływ charakterystyk spawalniczych łuku   na właściwości napoin  the influence of the characteristics of welding arc on the properties of the padding welds mgr inż. krzysztof makles, dr inż. marek gucwa – politechnika częstochowska. autor korespondencyjny/corresponding author: krzymakles@gmail.com streszczenie w pracy przedstawiono wyniki badań wpływu charakterystyki łuku spawalniczego na właściwości napoin wykonanych drutem rdzeniowym samoosłonowym. proces napawania prowadzony był z użyciem łuku zwarciowego, mieszanego oraz łuku impulsowego. otrzymane napoiny charakteryzowały się dużymi różnicami w uzyskanej twardości rzędu nawet 200hv10. charakterystyka łuku wpłynęła również na stopień wymieszania napoiny z materiałem podłoża oraz samą strukturę napoiny. najkorzystniejsze właściwości napoiny zanotowano dla łuku impulsowego. słowa kluczowe: napawanie; łuk impulsowy; stopień wymieszania abstract the paper presents results of research on cladding made with different characteristics of welding arc and their effect on the properties of the hardfacing made with self shield cored wire. hardfacing was done with short circuit characteristic, mixed and with pulse current. the obtained deposits were varied in hardness values up to 200hv10. it was observed that characteristic of welding arc has large influence on the dilution rate and the structures of the deposits. the best properties of the deposits were noted to the pulsed arc current. keywords: hardfacing; pulsed arc; dilution rate wstęp uzyskanie najwyższych parametrów użytkowych materiałów wymaga w wielu przypadkach poprawy właściwości warstwy wierzchniej części maszyn i urządzeń z wykorzystaniem technik nanoszenia powłok. jednym z bardziej ekonomicznych sposobów poprawy właściwości powierzchni części maszyn i urządzeń jest proces napawania. do napawania stosuje się różne techniki spawalnicze takie jak np. napawanie metodą mag, metodą tig czy też napawanie łukiem krytym. różnice w tych technikach są znaczące, a najważniejsze z nich to wydajność napawania, ilość wprowadzonego ciepła, stopień wymieszania materiału rodzimego z napoiną. czynniki te mają istotny wpływ na jakość uzyskiwanych napoin oraz na ekonomikę procesu napawania. równie ważny jest rodzaj łuku spawalniczego jaki został wykorzystany przy procesie napawania. obecnie jednym z głównych procesów spawalniczych stosowanych w celu kształtowania powierzchni metali jest napawaniem drutami rdzeniowymi. proces ten, dzięki dużej wydajności oraz szerokim możliwościom kształtowania składu chemicznego drutu umożliwia efektywne uzyskiwanie powłok o dużej twardości i odporności na zużywanie [1÷5]. w katalogach materiałowych, producenci drutów krzysztof makles, marek gucwa przeglad welding technology review rdzeniowych podają szerokie zakresy parametrów prądowych procesu napawania, dzięki czemu możliwe jest zastosowanie różnych charakterystyk łuku spawalniczego. celem prezentowanych badań było porównanie właściwości napoin wykonanych drutem rdzeniowym samoosłonowym, przy użyciu różnych warunków stapiania drutu, w tym z wykorzystaniem łuku impulsowego. każdy z analizowanych w pracy rodzajów łuku tzn. łuk zwarciowy, mieszany i impulsowy, poprzez odmienny sposób oddziaływania źródła ciepła na materiał wpływa na podstawowe właściwości uzyskiwanych napoin, takich jak: wymiary geometryczne napoiny, stopień wymieszania z materiałem bazowym czy uzyskiwane twardości. metodyka badań jako materiał podstawowy do układania napoin zastosowano stal konstrukcyjną s235jr o grubości 10 mm. do wykonania napoin posłużono się drutem rdzeniowym samoosłonowym most f-64 o średnicy 1,2 mm i składzie chemicznym przedstawionym w tablicy i. 11przegląd  spawalnictwa vol. 89 4/2017 tablica i. skład chemiczny drutu rdzeniowego most f-64 table i. chemical composition of self shielded cored wire most f-64 c [%] cr [%] v [%] w [%] fe [%] 3,8 22 0,8 0,8 reszta źródło prądu wykorzystane do badań stanowił programowalny punktowo zasilacz z przemianą częstotliwości po stronie wtórnej glc 353 quinto profi firmy cloos. do rejestracji wartości prądu spawania oraz napięcia łuku wykorzystano układ przetworników prądu i napięcia oraz przetwornik analogowo-cyfrowy usb 6251 firmy national instruments. parametry łuku impulsowego wyznaczono w oparciu o algorytm przedstawiony w pracy [6], przyjmując dodatkowo warunek utrzymania energii impulsu na poziomie ei = 50j [7]. uzyskane napoiny zostały poddane badaniom metalograficznym z wykorzystaniem mikroskopu optycznego olympus gx51. wyniki badań na rysunku 1 zaprezentowano charakterystyki spawalnicze łuku dla każdej z wykonanych napoin. dobrany zakres użytkowy parametrów podczas napawania umożliwił zmianę charakteru przepływu metalu dodatkowego do jeziorka przy zachowaniu zbliżonej średniej wartości prądu. zarejestrowane przebiegi napięcia i prądu napawania umożliwiły analizę stabilności procesu oraz określenie energii liniowej na podstawie równania [8]: (1) gdzie: lw [cm] – długość wykonanej napoiny is(t) [a] – wartość chwilowa prądu spawania us(t) [v] – wartość chwilowa napięcia łuku ts2 i ts1 – czas zakończenia oraz rozpoczęcia spawania η – współczynnik sprawności cieplnej łuku (przyjęto 0,8) na rysunku 2 przedstawiono widok z badań makroskopowych badanych napoin. wszystkie próbki były trawione nitalem i następnie określono na przygotowanych w ten sposób powierzchniach podstawowe właściwości geometryczne uzyskanych napoin. wyniki pomiarów szerokość napoiny – a, wysokości – hn, głębokości wtopienia – hw, oraz stopnia wymieszania materiału rodzimego z napo iną – up, przedstawiono w tablicy iii. tablica ii. zestawienie parametrów napawania table ii. comparison of hardfacing parameters prędkość napawania [cm/min] 25 odległość dyszy stykowej od materiału napawanego [mm] 15 kąt ustawienia palnika 90° nr próbki rodzaj łuku napięcie [v] natężenie [a] prędkość posuwu drutu  elektrodowego [m/min] energia liniowa [kj/cm] 1 mieszany 31,5 178 7,1 10,8 2 zwarciowy 16,7 182 6,2 6,1 3 impulsowy 29,1 175 8,3 10,8 ui [v] fi [hz] ti [ms] ib [a] 40 130 2,1 38 a) rys.  1.  wpływ rodzaju łuku na zaobserwowany prąd zwarcia: a) łuk mieszany, b) łuk zwarciowy, c) łuk impulsowy fig. 1. effect of arc modes on experimentally observed short – circuit current: a) globular transfer, b) short circuit transfer, c) pulsed arc b) c) 12 przegląd  spawalnictwa vol. 89 4/2017 stopień wymieszania materiału rodzimego z napoiną (up) określono w oparciu o pomiar wielkości powierzchni nadlewu napoiny (fn) oraz powierzchni wtopienia (fw) up = fw/(fn + fw ) × 100% (2) na kolejnych rysunkach 3÷5 przedstawiono strukturę uzyskanych napoin. wszystkie napoiny były trawione odczynnikiem mi19fe. rys. 2. makro wykonanych napoin fig. 2. the view of the obtained padding welds tablica iii. zmierzone właściwości napoin table iii. the measured properties of the padding welds zmierzone wielkości geometryczne napoiny twardość sdas napoina up [%] a [mm] hn [mm] hw [mm] hv10 μm 1 28 10,96 3,38 1,67 634 9,91 2 17 6,51 4,47 1,38 749 5,60 3 17 10,75 3,87 1,08 843 4,44 rys.  3.  struktura napoiny numer 1 – powiększenie a) x100, b) x500 fig. 3. the structure of deposit number 1 – magnification a) x100, b) x500 rys.  4.  struktura napoiny numer 2 – powiększenie a) x100, b) x500 fig. 4. the structure of deposit number 2 – magnification a) x100, b) x500 a) b) analiza uzyskanych wyników badając przekroje uzyskanych napoin, stwierdzono niewielką porowatość w każdej z badanych próbek. niezgodność nie występowała jednak w całej objętości wykonanych napoin, lecz na kilku z wielu analizowanych przekrojów (rys. 2). powodem pojawienia się przypadków porowatości może być szybki proces krystalizacji i związane z tym problemy z odgazowaniem ciekłego jeziorka w przypadku napawania drutem rdzeniowym samoosłonowym. kolejnym powodem występowania porowatości mogą być liczne odpryski, jakie towarzyszyły procesowi napawania, zaburzające pracę łuku spawalniczego i w efekcie wytworzenie skutecznej osłony gazowej. w analizowanych strukturach napoin można zaobserwować dendrytyczny charakter krystalizacji bez wyraźnego wydzielenia się węglików chromu, wanadu czy wolframu, jak wskazywałby na to skład chemiczny użytego drutu rdzeniowego (tabl. i). nierównowagowy proces krystalizacji spowodował przejście węglików a) b) 13przegląd  spawalnictwa vol. 89 4/2017 podsumowanie napoina wykonana łukiem zwarciowym o najmniejszej energii liniowej napawania charakteryzowała się takim samym stopniem wymieszania jak napoina wykonana łukiem impulsowym, lecz różnica w twardości sięga prawie 100 hv10. na podstawie przeprowadzonych analiz strukturalnych oraz sdas należy stwierdzić, że najkorzystniejsze własności użytkowe są uzyskiwane z wykorzystaniem impulsowej pracy zasilacza. zbliżona energia liniowa spawania w przypadku próbek numer 1 i 3 skutkowała uzyskaniem napoin o podobnych wymiarach geometrycznych, ale znacznych różnicach w stopniu wymieszania napoiny z materiałem podstawowym, strukturze oraz twardości. istnieje zatem możliwość wpływania na właściwości nakładanych warstw wykonanych drutem rdzeniowym samoosłonowym przy zachowaniu zbliżonych wartości energii linowych procesu oraz przy zastosowaniu różnych charakterystyk łuku spawalniczego. do roztworu i wzbogacenie w węgiel eutektyki w przestrzeniach międzydendrytycznych (rys. 3÷5). na analizowanych rysunkach można zauważyć wzrost stopnia rozdrobnienia struktury dendrytycznej wyrażonej poprzez odległość między wtórnymi ramionami dendrytów sdas (tabl. iii). sdas (secondary dendrite arm spacing) jest parametrem, który może opisywać stopień rozdrobnienia struktury i wskazywać na stopień segregacji składników stopowych oraz ich wpływ na właściwości badanego stopu [9]. rozdrobnienie struktury dendrytycznej potwierdzone przez sads przekłada się na zmiany w twardości badanych napoin. w tablicy iii rys.  5.  struktura napoiny numer 3 – powiększenie a) x100, b) x500 fig. 5. the structure of deposit number 3 – magnification a) x100, b) x500 przedstawiono średnie zmierzone twardości, które w zależności od rodzaju łuku spawalniczego wykazują między sobą różnice rzędu 200 hv10. zastosowanie łuku impulsowego pozwoliło na największe rozdrobnienie struktury oraz uzyskanie największej twardości. analiza charakterystyk spawalniczych łuku wysoką stabilność procesu oraz niewielki rozprysk uzyskano stosując napawanie łukiem zwarciowym przy sztywnej charakterystyce stałonapięciowej źródła z wykorzystaniem elektronicznego dławika, regulując szybkość narastania prądu di/dt przy zwarciu materiału rodzimego i drutu elektrodowego kroplą ciekłego metalu na poziomie 70 a·ms-1 (rys. 1b). przez podwyższenie charakterystyki zewnętrznej zasilacza, obszar pracy łuku dla próbki 1 przesunięto w zakres kroplowego transportu metalu (rys. 1a). znaczne obniżenie częstotliwości zwarć oraz wysoka wartość napięcia łuku spowodowały zwiększenie ciepła generowanego przez łuk, umożliwiając zwiększenie prędkości posuwu drutu elektrodowego. proces charakteryzował się rozpryskiem w postaci pojedynczych dużych kropli o średnicy ok. 3 mm. fakt ten sprawia, że realizowane napawanie trudno jest uznać za stabilne. prawdopodobną przyczyną powstawania takiej postaci rozprysku jest niekorzystny skład osłony gazowej łuku, przy której zachodzi transport globularny z silnym odpychaniem kropli ciekłego metalu [10]. inną przyczyną może być znaczna wartość siły elektromagnetycznej w chwili kontaktu kropli z jeziorkiem spawalniczym. ponieważ do zwarć dochodzi przy wysokiej wartości prądu, bliskiej 300 a, kropla może zostać w wyniku intensywnego zaciskania przewężenia odrzucona od jeziorka z siłą większą niż 10-1 n [11]. dalsze podwyższenie napięcia znacznie pogarsza stabilność palenia się łuku oraz zwiększa intensywność rozprysku. przy wykorzystaniu łuku impulsowego, niski prąd bazowy płynący w chwili występowania zwarcia umożliwia łagodniejsze wciągniecie kropli przez siły od napięcia powierzchniowego (rys. 1c), przez co rozprysk jest wyraźnie mniejszy niż przy parametrach stosowanych dla próbki 1. na podstawie analizy zmian odchyleń wartości amplitudy prądu i napięcia łuku impulsowego należy jednak sądzić, że zastosowana częstotliwość impulsowania jest za wysoka w stosunku do częstotliwości odrywania kropli. powoduje to znaczne drgania jeziorka ciekłego metalu, co na przebiegach wartości rzeczywistych spawania objawia się fluktuacjami napięcia bazowego (rys. 1c). dokładna analiza zjawisk zachodzących w łuku będzie możliwa przy zastosowaniu szybkiej fotografii przestrzeni łukowej, co będzie stanowić przedmiot dalszych badań autorów. a) b) 14 przegląd  spawalnictwa vol. 89 4/2017 literatura [1] r. bęczkowski, m. gucwa: wpływ parametrów napawania drutem z rdzeniem metalicznym na wydajność procesu i parametry geometryczne ściegu, przegląd spawalnictwa ,vol. 88 nr 5, s. 49-52, 2016. [2] m. gucwa, r. bęczkowski: możliwość zastosowania napawania drutem rdzeniowym z zastosowaniem prądu pulsującego, przegląd spawalnictwa, vol. 87, nr 10, s. 13-16, 2015. [3] m. gucwa, j. winczek, r. bęczkowski, m. dośpiał: structure and properties of coatings made with self shielded cored wire, archives of foundry engineering, vol. 16, nr 3, p.39-42, 2016. [4] m. gucwa, j. winczek: the properties of high chromium hardfacings made with using pulsed arc, archives of foundry engineering, vol. 15, nr 1, p.37-40, 2015. [5] r. bęczkowski, m. gucwa, j. wróbel, a. kulawik: the impact of the bead width on the properties of the anti-abrasion surfacing weld, aip conference proceedings 1738, 480095 (2016); http://doi.org/10.1063/1.4952331 [6] k. kudła: algorytm doboru parametrów spawania impulsowego w osłonie gazów ochronnych, przegląd spawalnictwa, vol. 76, nr 5-7, s.94-96, 2004. [7] i. e. french, m. r. bosworth: a comparison of pulsed and conventional welding with basic flux cored and metal cored welding wires, welding research supplement, vol. 74, nr 6, p.197-205, 1995. [8] r. kensik: ocena energii liniowej w procesach mig/mag, przegląd spawalnictwa, vol. 78, nr 9-10, s.5-8, 2006. [9] s. seifeddine, e. sjölander, t. bogdanoff: on the role of copper and cooling rates on the microstructure, defect formations and mechanical properties of al-si-mg alloys, materials sciences and applications, 2013, 4, 171-178, 2013. [10] j. f. lancaster: the physics of welding, pergamon, 1986. [11] j. c. amson: lorentz force in the molten tip of an arc electrode, british journal of applied physics, vol. 16, nr 8, p.1169-1179, 1965. zamów newsletter zapraszamy państwa do zapisania się na bezpłatny newsletter przeglądu spawalnictwa, w tym celu należy wysłać e-mail z tematem “newsletter” na adres: redakcja@pspaw.pl ps 5 2017 www 1 46 przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 sposób wypływu gazu osłonowego przy metodzie tig  a jakość złącza spawanego method of exposure of covering gas with tig method and quality of weld connector mgr inż. mirosława wiśniewska; dr hab. inż. maciej matuszewski – uniwersytet technologiczno-przyrodniczy w bydgoszczy. autor korespondencyjny/corresponding author: matus@utp.edu.pl streszczenie w pracy dokonano oceny wpływu turbulentnego i laminarnego wypływu gazu osłonowego na uzyskaną jakość spoiny na podstawie badań nieniszczących. przeanalizowano aspekty teoretyczne wypływu gazu osłonowego podczas spawania metodą tig. przeprowadzono wstępne badania doświadczalne, które potwierdziły wpływ sposobu wypływu z dyszy gazu osłonowego na jakość złączy spawanych. słowa kluczowe: metoda tig; gaz osłonowy; badania nieniszczące; jakość złącza abstract the work has evaluated the influence of turbulent and laminar covering gas flow on the obtained weld quality on the basis of non-destructive testing. the theoretical aspects of the covering gas flow during tig welding have been analyzed. preliminary experimental studies have been carried out which have confirmed the effect of the discharge method from the casing gas nozzle on the quality of welded joints. keywords: method tig; cover gas; non-destructive testing; connector quality  wprowadzenie spawanie metodą tig (141) ma szerokie zastosowanie mimo wyraźnie niższej wydajności procesu topienia spoiwa i wyższych kosztów stosowanych gazów osłonowych niż spawanie mag/mig. zapewnienie stabilnego procesu spawalniczego i uzyskanie spoin o pożądanym poziomie jakości w tej metodzie w dużej mierze zależy od zapewnienia stabilnej osłony gazowej [1,2]. metoda tig polega na spawaniu łukowym w osłonie gazu obojętnego nietopliwą elektrodą z czystego lub aktywnego wolframu, w którym elektroda wolframowa, łuk spawalniczy i jeziorko spawalnicze ochraniane są osłoną gazu obojętnego przed dostępem powietrza. spawanie odbywa się wyłącznie z zastosowaniem gazu obojętnego, argonu, helu i ich domieszek, niekiedy z dodatkiem wodoru podnoszącego energię łuku spawalniczego. metoda ta stosowana jest do łączenia wszystkich spawalnych gatunków stali, a także aluminium, magnezu, miedzi, niklu i ich stopów we wszystkich pozycjach. jednak jedną z jej podstawowych wad jest duża wrażliwość osłony gazowej na zaburzenia tj. podmuchy, wiatry, czy przeciągi [3,4]. gazy osłonowe są doprowadzane w sposób stały do strefy jarzenia łuku spawalniczego i chronią jeziorko mirosława wiśniewska, maciej matuszewski przeglad welding technology review spawalnicze przed dostępem tlenu i azotu z powietrza atmosferycznego, zatem osłaniają płynną spoinę. tlen oraz azot bardzo łatwo wiążą się z żelazem i składnikami stopów żelaza, tworząc liczne związki chemiczne (tlenki lub azotki), których występowanie w spoinie na ogół pogarsza jej własności użytkowe. wydatek gazu osłonowego jest związany z jego rodzajem i natężeniem prądu. przy przeciętnych warunkach spawania wydatek argonu wynosi ok. 8-16 l/min. nadmierny wydatek powoduje turbulencje i zasysanie powietrza do przestrzeni łuku. podczas łączenia metali łatwo utleniających się (np. ti, zr, niekiedy stali nierdzewnych), korzysta się z dodatkowej osłony grani spoiny lub spawa się w komorach wypełnionych gazem. gazy osłonowe stosowane podczas spawania metodą tig zapewniają pełną osłonę elektrody wolframowej i obszaru spawania przed dostępem powietrza atmosferycznego, pod warunkiem, że nie ma wirów na poziomie łuku spawalniczego (turbulentnego wypływu gazu osłonowego) [1,5]. celem pracy jest próba oceny wpływu turbulentnego i laminarnego wypływu gazu osłonowego na uzyskaną jakość spoiny na podstawie badań nieniszczących. 47przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 charakterystyka sposobów wypływu  gazu ochronnego uchwyt do spawania (rys. 1) metodą 141 jest urządzeniem, które doprowadza czynniki konieczne dla procesu spawania – prąd spawania, prąd sterowania, gaz osłonowy i czynnik chłodzący [1,3,4]. elektroda wolframowa jest umieszczona w dyszy gazowej uchwytu spawalniczego i stanowi jeden biegun źródła prądu spawania. drugi, przeciwny biegun stanowią spawane elementy. elektrodę wolframową mocuje się w uchwycie za pomocą tulejki zaciskowej o średnicy odpowiadającej średnicy elektrody. elektroda jest zaciskana w tulejce za pomocą korka uszczelniającego górną część uchwytu elektrody. dysza gazowa jest osadzona w dalszej części uchwytu. do niej doprowadza się gaz osłonowy. podczas spawania gaz osłonowy wypływa z dyszy i zabezpiecza przestrzeń łuku spawalniczego i jeziorko ciekłego metalu przed zetknięciem z otaczającym powietrzem atmosferycznym. gaz szlachetny nie wchodzi w reakcje z ciekłym metalem, więc ochrona procesu spawania jest całkowita. osłona łuku spawalniczego i jeziorka spawalniczego zależy od kształtu dyszy i ilości przepływającego gazu osłonowego [1]. zadaniem ceramicznej dyszy gazowej jest centryczne i laminarne wyprowadzenie gazu osłonowego z uchwytu. taki wypływ gazu z uchwytu stosuje się w celu zapewnienia jak największej jakości złącza spawanego. istotnym elementem uchwytu spawalniczego, który ma wpływ na wyprowadzanie gazu, a tym samym jakość złącza, jest łącznik prądowy lub soczewka gazowa. na rysunku 2 przedstawiono przykładowy łącznik prądowy. łącznik prądowy tig posiada 3÷4 otwory, przez które przepływa gaz osłonowy. otwory z powodu bardzo małej średnicy powodują wzrost ciśnienia gazu i prędkości jego wypływu. wpływający do dyszy gazowej gaz osłonowy zaczyna odbijać się od jej ścianek, co w efekcie powoduje dostarczenie gazu do jeziorka spawalniczego w sposób turbulentny (rys. 3). rys. 1. uchwyt do spawania metodą tig [1] fig. 1. handle for tig welding [1] rys. 2. łącznik prądowy tig [6] fig. 2. coupler switch tig [6] rys. 3. schemat wypływu gazu z łącznika prądowego tig [7] fig. 3. scheme of gas outflow from the coupler switch tig [7] rys. 4. soczewka gazowa [6] fig. 4. gas lens [6] w celu uniknięcia utlenienia się elektrody wolframowej, ze względu na zaburzony wypływ gazu (turbulentny), konieczne jest zastosowanie określonego wysunięcia elektrody wolframowej (x1). wysunięcie to jest mniejsze niż w przypadku zastosowania soczewki gazowej. przykładowa soczewka przedstawiona jest na rysunku 4. 48 przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 rys. 5. schemat wypływu gazu z soczewki gazowej [7] fig. 5. scheme of gas outflow from gas lens [7] rys. 7. wypływ gazu z uchwytu spawalniczego tig, w którym użyto: a) łącznika prądowego tig, b) soczewki gazowej [9] fig. 7. gas outflow from the tig welding handle used: a) coupler switch tig, b) gas lenses [9] rys. 6. schemat spawania trudno dostępnych miejsc [7] fig. 6. weld scheme of hard to reach places [7] rys. 8. obraz złącza spawanego z użyciem: a) łącznika prądowego tig, b) soczewki gazowej fig. 8. image of a welded joint using: a) coupler switch tig, b) gas lenses soczewka gazowa ma za zadanie stabilizować wypływ gazu z dyszy, czyli zapewniać laminarne wyprowadzanie gazu. osiąga się to dzięki wbudowanemu filtrowi w formie sitka z wieloma otworami, przez które wypływa gaz osłonowy. dodatkowo wpływający strumień do dyszy gazowej w postaci jednolitego słupa gazu pozwala na dłuższe wysunięcie elektrody wolframowej, ponieważ gaz dłużej spełnia swoje zadanie (rys. 5). dłuższe wysunięcie elektrody wolframowej (x2), ułatwia obserwację jeziorka spawalniczego podczas spawania i pozwala na dojście do trudno dostępnych miejsc spawania. przykładem takich złączy spawanych, mogą być np.: m.in. rozgałęzione rury różnych rurociągów (rys. 6) czy zbiorniki [3,4,8]. na rysunku 7, przedstawiono symulację wypływu gazu z uchwytów spawalniczych przeznaczonych do spawania metodą tig uzbrojonych w łącznik prądowy tig (rys. 7a) oraz soczewkę gazową (rys. 7b). wypływ gazu z uchwytu z łącznikiem prądowym jest turbulentny, przyczynia się to do utrudnionej pełnej ochrony elektrody wolframowej oraz jeziorka spawalniczego. taki przepływ gazu ma również wpływ na uzyskaną jakość złącza spawanego. zawirowania gazu mogą zasycać powietrze z atmosfery i wprowadzać tlenki oraz azotki do złącza. natomiast w soczewce gazowej wypływający przez sitko gaz osłonowy jest rozbity na wiele malutkich strumieni, co zapewnia przepływ laminarny i w efekcie tworzy się jeden strumień gazu osłonowego chroniący zarówno elektrodę wolframową, jak i złącze spawane. badania doświadczalne w celu weryfikacji wpływu turbulentnego i laminarnego wypływu gazu osłonowego na uzyskaną jakość spoiny przeprowadzono wstępne badania doświadczalne. wykonano próbne złącze z materiału x5crni18-10 (wg pn-en 10088-1), stosując spawanie metodą tig z łącznikiem prądowym oraz soczewką gazową. do wykonania złącza przyjęto stal chromową, ze względu na dużą podatność do wiązania się chromu z tlenem w temperaturach powyżej 200 °c. w przypadku zaburzeń ochrony strefy spawania gazem ochronnym mogą powstawać przebarwienia na skutek utleniania się chromu. złącze wykonano z użyciem drutu spawalniczego g 19 9 l si (wg en iso 14343-a) oraz gazu ochronnego i1 (wg pn-en iso 14175). parametry spawania były następujące: prąd spawania – 170 a, napięcie łuku – 11 v, wydatek gazu – 7,5 l/min, przy zastosowaniu dyszy gazowej rozmiaru „9”. na rysunku 8 zobrazowano uzyskane próbki. a) b) 49przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 spoina uzyskana spawaniem z zastosowaniem łącznika tig ma wyraźne przebarwienie, które świadczy o powstaniu warstwy tlenków. natomiast spoina, którą wykonano z zastosowaniem soczewki gazowej, jest prawie bez przebarwień. wykonane złącza poddano szczegółowym badaniom wizualnym i penetracyjnym. na rysunku 9 przedstawiono wynik badania penetracyjnego. na podstawie przeprowadzonych badań nieniszczących stwierdzono, że obydwa złącza spełniają poziom jakości b wg pn-en iso 5817. jednak rozpatrując jakość złączy w aspekcie eksploatacyjnym, a w szczególności odporności na korozję, należy stwierdzić, że złącze wykonane z użyciem soczewki gazowej zapewnia większą odporność na korozję. dla złącza wykonanego z użyciem łącznika tig utworzona warstwa tlenków w postaci wyraźnego przebarwienia będzie przyczyną korozji. rys. 9. obraz z badania penetracyjnego złącza spawanego z użyciem: a) łącznika prądowego tig, b) soczewki gazowej fig. 9. image of a penetration test of a welded joint using: a) coupler switch tig, b) gas lenses a) b) literatura [1] mizerski j.: spawanie w osłonie gazów metodą tig. podręcznik dla spawaczy i personelu nadzoru spawalniczego, wydawnictwo rea s. j., warszawa 2008. [2] drabarz m., chmielewski t.: wpływ tlenu resztkowego w gazie formujacym na wybrane właściwości grani złącza stali 304l spawanego tig orbitalnie, przegląd spawalnictwa 1/2017, s. 45–50. [3] kurpisz b.: procesy spawania metali, wydawnictwo kabe s. c., krosno 2008. [4] kurpisz b.: spawanie łukowe elektrodą nietopliwą wolframową w osłonach gazu (tig). podręcznik dla spawaczy i instruktorów, wydawnictwo kabe s.c., krosno 2016. podsumowanie i wnioski przeprowadzona analiza oraz wyniki wstępnych badań doświadczalnych potwierdziły wpływ sposobu wyprowadzania gazu osłonowego w metodzie tig na jakość złącza spawanego. w przypadku zastosowania łącznika prądowego tig następuje turbulentny wypływ gazu, co przyczynia się do zaburzeń ochrony strefy spawania gazem ochronnym. w konsekwencji prowadzić to może do dostawania się tlenu do strefy spawania i tworzenia się tlenków – uzyskane wyraźne przebarwienia. złącza takie w aspekcie cech eksploatacyjnych mogą nie spełniać wymaganej jakości, ponieważ wykazują się dużą podatnością na korozję. natomiast w przypadku zastosowania soczewki gazowej nie obserwuje się tak wyraźnego tworzenia się warstwy tlenków. soczewka ułatwia laminarny wypływ gazu z dyszy, który dobrze chroni strefę spawania. przy wypływie laminarnym dobrze jest chroniona strefa spawania, jednak, aby zachować ciągłość procesu, następuje przemieszczanie łuku spawalniczego wraz ze strumieniem gazu osłonowego, co wpływa na ograniczanie ochrony stygnącej spoiny. z uwagi na wstępny charakter badań, należy przeprowadzić szczegółowe badania weryfikacyjne, których wynikiem będą wytyczne w jaki sposób planować i ewentualnie korygować wypływ gazu. [5] ferenc k.: spawalnictwo, wnt, warszawa 2007. [6] www.waspsupplies.com/ck26-stubby-spares-477-c [7] www.jswelding.pl/_cms/view/29/spawanie-tig.html [8] meka k.: wymagania spawalnicze dla instalacji rurociągowych w systemach dystrybucji gazów wysokiej czystości w przemyśle półprzewodnikowym, przegląd spawalnictwa 5/2015, s. 72–77. [9] www.eastwood.comtig-welding-10-12-gas-lens-cup-kit.html ps 5 2016 www.pdf 97przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 zastosowanie transformaty falkowej   do analizy sygnałów napięcia spawania application of wavelet transform to analysis of welding voltage signals dr hab. inż. marek fidali – instytut podstaw konstrukcji maszyn, politechnika śląska. autor korespondencyjny/corresponding author: marek.fidali@polsl.pl streszczenie w artykule zaprezentowano wyniki badań nad zastosowaniem transformaty falkowej do przetwarzania i analizy sygnałów napięcia spawania. przeprowadzone badania potwierdzają zalety analizy falkowej i wskazują duży potencjał w detekcji wybranych niestabilności procesu spawania. słowa  kluczowe: mag; monitorowanie spawania; analiza sygnałów; transformata falkowa abstract the article presents the results of research on application of wavelet transform to signal analysis and processing of welding voltage. studies confirm the benefits of wavelet analysis and shows a lot of potential in the detection of the selected welding process instability. keywords: gma; welding monitoring; signal analysis; wavelet transform wstęp podczas seryjnej produkcji różnorodnych elementów mechanicznych, w których stosowane są połączenia nierozłączne wykonywane technologią spawania, wykorzystuje się różnorodne metody zapewnienia jakości połączeń spawanych. jednym ze skutecznych, sposobów kontroli jakości złączy spawanych jest ciągły monitoring i ocena procesu spawania, którego przebieg bezpośrednio przekłada się na jakość uzyskiwanego połączenia. informacje o stanie procesu spawania zakodowane są w sygnałach opisujących przebiegi parametrów procesowych, takich jak natężenie prądu, napięcie łuku, natężenie przepływu gazu, prędkość podawania drutu, sygnałach resztkowych (dźwięk, drgania, temperatura), promieniowaniu elektromagnetycznym itp. [3]. niewątpliwą zaletą wykorzystania sygnałów procesowych do monitorowania procesu spawania w trybie „on-line” jest możliwość bieżącej identyfikacji i klasyfikacji niezgodności spawalniczych, co pozwala na szybkie korygowanie wartości wybranych parametrów technologicznych lub naprawę wskazanego odcinka połączenia spawanego. skuteczna detekcja i identyfikacja niezgodności procesu spawania wymaga odpowiedniego przetwarzania i analizy sygnałów procesowych. opracowano szereg różnorodnych metod pozwalających oceniać sygnały procesowe [2]. wykorzystują one parametry statystyczne, różnorodne przekształcenia przestrzeni wartości sygnałów (np. transformata fouriera, analiza składowych głównych pca) itp. należy jednak zauważyć, że analiza sygnałów spawania nie jest zadaniem prostym ze względu na ich dynamiczny i niestacjonarny charakter oraz duży udział składowych losowych. przykładem sygnału spawania o złożonej strukturze przebiegu wartości amplitud jest sygnał napięcia. marek fidali w artykule przedstawiono wyniki badań nad zastosowaniem przekształcenia falkowego do analizy sygnałów napięciowych w celu detekcji nieprawidłowości procesu spawania. analiza falkowa  transformacja falkowa (analiza falkowa) dzięki możliwości analizy zmiany częstotliwości sygnału w funkcji czasu należy do zaawansowanych narzędzi przetwarzania i analizy sygnałów a w szczególności sygnałów niestacjonarnych i przejściowych [1][6]. transformata falkowa jest pozbawiona jest niedoskonałości jaką oferuje powszechnie znana i stosowana transformata fouriera [4] a mianowicie nie powoduje utraty informacji o czasie, lecz umożliwia jednoczesne przedstawienie czasowych oraz częstotliwościowych zależności między składowanymi analizowanych sygnałów oraz prowadzi do aproksymacji sygnałów przez wyodrębnienie ich charakterystycznych elementów strukturalnych [1]. transformata falkowa jest przekształceniem podobnym do transformaty fouriera pod tym względem, iż oba należą do przekształceń całkowych. w odróżnieniu od transformacji fouriera, gdzie jako jądro wykorzystuje się funkcje sinusoidalne, w przypadku transformaty falkowej jądrem jest falka. falka jest charakterystyczną funkcją posiadającą zerową wartość średnią, przyjmującą wartości zerowe poza pewnym skończonym przedziałem i posiadającą skończoną moc sygnału. falki umożliwiają przedstawienie z określoną dokładnością dowolnej funkcji ciągłej poprzez odpowiedni dobór skali (skalowanie) i przesunięcia (przesuwanie). przeglad welding technology review 98 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 falkowe równanie aproksymujące funkcję f(t) ma postać [1]: gdzie: falka o skali j i przesunięciu k w stosunku do falki podstawowej współczynniki falkowe wyznaczane w procesie aproksymacji. pod pojęciem skalowania falki należy rozumieć jej rozciąganie lub ściskanie. przesunięcie falki to opóźnienie lub przyspieszenie jej początku. istotę przekształcenia falkowego polegającego generowaniu składowych falek o różnych skalach i przesunięciach przedstawiono na rysunku 1. rys. 1. przykładowy sygnał i składowe falki o różnych położeniach i skalach [5] fig. 1. an example of the signal and wavelet components for different positions and scales [5] istnieje związek między skalą falki, a częstotliwością. niska skala, to ściśnięta falka, szybko zmieniające się współczynniki szczegółowości i wysoka częstotliwość. wysoka skala natomiast to rozciągnięta falka, wolno zmieniające się cechy sygnału i niska częstotliwość [5]. wynikiem ciągłej transformaty falkowej jest wykres warstwicowy przedstawiający wartości współczynników falkowych w funkcji czasu i skali (częstotliwości). wykres ten nazywa się skalogramem. ciągła transformata falkowa wymaga dużych nakładów obliczeniowych, stąd w praktyce stosowana jest jej dyskretna odmiana, w której współczynniki skali i przesunięcia są liczbami opartymi na potędze liczby dwa. skuteczny sposób implementacji dyskretej transformaty falkowej bazuje na teorii analizy wielorozdzielczej i algorytmie malata w którym wykorzystuje się parę filtrów dolnoi górnoprzepustowych (tzw. dwukanałowy koder podpasmowy) (rys. 2) [5]. dzięki takiemu podejściu dowolny sygnał można poddać dekompozycji na składową niskoczęstotliwościową przedstawiającą ogólny przebieg sygnału (aproksymację) i składową wysokoczęstotliwościową reprezentującą szczegółowe cechy sygnału (szczegóły) (rys. 2). w odniesieniu do analizy falkowej aproksymacje to elementy sygnału o wysokiej skali i niskiej częstotliwości, a szczegóły to elementy o niskiej skali i wysokiej częstotliwości. proces dekompozycji jest iteracyjny, więc jeden sygnał może być rozbity na wiele mniejszych elementów. w zależności od charakteru sygnału poddawanemu przekształceniu falkowemu stosuje się odpowiednio dobraną rys. 2. istota dekompozycji sygnału na aproksymacje (a) i szczegóły (d) [5] fig.  2. the essence of signal decomposition on approximations (a) and details (d) [5] funkcję bazową (falkę). istnieją różne odmiany i rodziny falek. dzieli się je na [1]: – falki zgrubne (np. gaussa (gaus), morleta (morl), kapelusz meksykański (mexh)) – falki regularne (np. daubechies (dbn), symlety (symn), coiflety (coifn)) – falki biortogonalne z nośnikiem zwartym w tym falki na podstawie b-splinów (biornr.nd, rbionr.nd) – falki zespolone (np. gaussa (cgaun), morleta (cmofbfc), shannona (shanfb-fc) na rysunku 3 przedstawiono przykładowe falki z rodziny falek daubechies stosowane w trakcie badań. rys. 3. przykład funkcji bazowych (falek) z rodziny daubechies [5] fig. 3. an example of the wavelets from daubechies family [5] analizaowane sygnały dla potrzeb badań opisanych w artykule wykorzystano rzeczywiste sygnały napięcia zarejestrowane w trakcie spawania odpowiednio przygotowanych próbek wykonanych z prostokątnych blach ze stali s235jr (en 10027-1) o rozmiarach 300x150x5mm. do spawania wykorzystano zmechanizowane stanowisko do prostoliniowego spawania metodą mig/mag (rys. 4). jako materiał dodatkowy stosowano drut elektrodowy lity o średnicy 1,2mm. osłonę gazową stanowiła mieszanka m21 (82% ar+18% co2). nominalne parametry spawania zaprezentowano w tablicy i. rys. 4. widok stanowiska badawczego fig. 4. view of the test bench na stanowisku badawczym przeprowadzono szereg eksperymentów w trakcie, których symulowano różne nieprawidłowości procesu spawania wpływając tym samym na cechy jakościowe złącza spawanego. symulowano takie stany procesu spawania jak: s1 spawanie w trakcie, którego nastąpił zanik przepływu gazu osłonowego. s2 spawanie blach z nieprawidłowym przygotowaniem krawędzi od strony grani (otwory). s3 spawanie blach z zabrudzeniami olejowymi na łączonych powierzchniach s4 – spawanie podczas, którego następowały zmiany wartości prądu 99przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 s5 – spawanie w trakcie którego dokonywano zmian napięcia spawania s6 – spawanie blach o nierównoległych (rozszerzających się) krawędziach s7 – spawanie podczas którego nastąpiła destabilizacja prędkości spawania eksperymenty przeprowadzono w ramach projektu badawczego nr n504 281937 pt. metodologia diagnozowania procesu spawania z wykorzystaniem fuzji obrazów realizowanego w instytucie podstaw konstrukcji maszyn przy współpracy z pracownikami katedry spawalnictwa, politechniki śląskiej. na rysunku 5 przedstawiono widok połączenia spawanego od strony lica i grani uzyskanego podczas spawania w trakcie którego wystąpił dwukrotny zanik przepływu gazu osłonowego. prąd spawania [a] 240 napięcie spawania [v] 25 prędkość spawania [cm/min] 32 prędkość podawania drutu [m/min] 7,4 natężenie przepływu gazu osłonowego [l/min] 15 wystający odcinek elektrody [mm] 15 tablica i. nominalne parametry spawania łukowego metodą mag table i. nominal parameters of gma arc welding   a)   b) rys. 5. widok złącza spawanego od strony lica a) i grani b) uzyskanego podczas spawania z chwilowym zanikiem osłony gazowej fig. 5. view of the welded joint on the face (a) and root (b) side obtained during welding with the momentary loss of shielding gas flow wyniki badań analiza sygnałów napięcia spawania z zastosowaniem transformaty falkowej wymagała przeprowadzenia badań wstępnych polegających na wyborze rodzaju falki i określeniu poziomów dekompozycji falkowej, na których sygnały aproksymacji i szczegółów pozwolą identyfikować nieprawidłowości w procesie spawania. dobór rodzaju falki przeprowadzono w sposób eksperymentalny poddając analizie falkowej z różnymi typami falek fragmenty sygnałów dla prawidłowego i zdestabilizowanego procesu spawania. wyniki w postaci skalogramów porównywano ze sobą w sposób wizualny poszukując jak najbardziej wyraźnych symptomów niestabilności procesowych. przy wyborze falki posługiwano się również zaleceniami literaturowymi, które mówią, że do oceny sygnałów impulsowych dobrze nadają się m.in. falki haara i daubechies [6]. ostatecznie zdecydowano się na stosowanie falki daubechies typu db4. na rysunku 6 przedstawiono przebiegi napięcia spawania dla procesu stabilnego i niestabilnego oraz skalogramy uzyskane w wyniku transformaty falkowej przeprowadzonej z użyciem funkcji bazowych typu haar i db4. niestabilności procesu spawania są szczególnie dobrze widoczne na skalogramach otrzymanych przy zastosowaniu falki typu db4. w ramach badań wstępnych określono również poziomy dekompozycji falkowej, na których sygnały aproksymacji i szczegółów najlepiej odzwierciedlają symulowane niestabilności procesu spawania. optymalny poziom dekompozycji zależy od rodzaju niestabilności procesowej i dla każdego sygnału dobierano go indywidualnie dla sygnałów aproksymacji i szczegółów. niestabilności związane ze zmianami napięcia i prądu dobrze ujawniane były przez sygnały aproksymacji wyznaczone na 10 poziomie dekompozycji. na rysunku 7 zaprezentowano przykładowy przebieg sygnału napięcia procesu spawania z widocznymi celowymi zmianami wartości poziomu napięcia oraz sygnał aproksymacji na 10 poziomie dekompozycji. doskonale widać różnice w odwzorowaniu niestabilności procesu spawania wywołanych zmianami napięcia. rys. 6. przebiegi sygnałów dla stabilnego i niestabilnego procesu spawania i skalogramy uzyskane w wyniku transformaty falkowej z zastosowaniem falek harra i db3 fig.  6. waveforms for stable and unstable welding process and scalegrams obtained from the wavelet transform with use of the harr and db3 wavelets   a)   b)   c)   d)   e)   f) rys. 7. przebiegu zmian sygnału napięcia spawania wraz z sygnałem aproksymacji uzyskanym na 10 poziomie dekompozycji falkowej fig.  7. changes of welding voltage signal and its approximation obtained on 10 level of wavelet decomposition na podstawie sygnału aproksymacji wyznaczonego na 12 poziomie dekompozycji możliwe było również zidentyfikowanie trudnego w detekcji na podstawie sygnałów procesowych przypadku zmiany odstępu między spawanymi blachami (rys. 8). na sygnale aproksymacji dostrzegalny jest wyraźny trend liniowy korespondujący ze zmieniającą się odległością między spawanymi blachami. sygnały szczegółów dobrze uwidaczniały niektóre z symulowanych niestabilności procesu spawania na 7 i 8 poziomie dekompozycji falkowej. rysunek 9 przedstawia przebieg sygnału napięcia spawania podczas symulowanego dwukrotnego zaniku gazu osłonowego oraz odpowiadający mu sygnał szczegółów wyznaczony na 7 poziomie dekompozycji falkowej. nie wszystkie nieprawidłowości procesu spawania można było jednoznacznie wykryć bezpośrednio z sygnałów aproksymacji i szczegółów. w niektórych przypadkach, 100 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 konieczne było przeprowadzenie dodatkowej analizy polegającej na wyznaczaniu wybranych cech sygnałów takich jak np. wartość skuteczna (rms), wariancja (var) czy rozstęp ćwiartkowy (iqr). cechy sygnałów wyznaczane były dla odcinków sygnału o określonej długości, na które dzielono sygnały aproksymacji i szczegółów. postępowanie takie pozwoliło na uzyskanie sygnałów diagnostycznych umożliwiających detekcję obszarów występowania niestabilności procesowych. na rysunku 10 przedstawiono przykładowy przebieg sygnałów diagnostycznych wyznaczonych z sygnału szczegółów na 7 poziomie dekompozycji falkowej. sygnał dotyczy przypadku spawania, w trakcie którego nastąpiła destabilizacja prędkości spawania. przypadek ten był trudny do zidentyfikowania bezpośrednio na podstawie przebiegu sygnału napięcia spawania i sygnału szczegółów. dzięki dodatkowej analizie możliwe było wykrycie obszaru niestabilności, który najlepiej widoczny jest na przebiegu wartości rozstępu ćwiartkowego i wartości wariancji. nie wszystkie nieprawidłowości procesu spawania można rys. 8.  przebieg sygnału napięcia spawania i jego aproksymacja na 12 poziomie dekompozycji falkowej dla przypadku spawania blach o zmieniającym się odstępie fig. 8. waveform of welding voltage and its approximation on the 12th level of wavelet decomposition for welding conditions s6 rys. 9.  przebieg sygnału napięcia spawania i sygnał szczegółów na 7 poziomie dekompozycji falkowej dla procesu spawania w trakcie którego nastąpiły zaniki w przepływie gazu osłonowego fig. 9. waveform of welding voltage and its details on the 7th level of wavelet decomposition for the welding process during which there were lapses in the flow of the shielding gas było jednoznacznie wykryć bezpośrednio z sygnałów aproksymacji i szczegółów. w niektórych przypadkach, konieczne było przeprowadzenie dodatkowej analizy polegającej na wyznaczaniu wybranych cech sygnałów takich jak np. wartość skuteczna (rms), wariancja (var) czy rozstęp ćwiartkowy (iqr). cechy sygnałów wyznaczane były dla odcinków sygnału o określonej długości, na które dzielono sygnały aproksymacji i szczegółów. postępowanie takie pozwoliło na uzyskanie sygnałów diagnostycznych umożliwiających detekcję obszarów występowania niestabilności procesowych. na rysunku 10 przedstawiono przykładowy przebieg sygnałów diagnostycznych wyznaczonych z sygnału szczegółów na 7 poziomie dekompozycji falkowej. sygnał dotyczy przypadku spawania, w trakcie którego nastąpiła destabilizacja prędkości spawania. przypadek ten był trudny do zidentyfikowania bezpośrednio na podstawie przebiegu sygnału napięcia spawania i sygnału szczegółów. dzięki dodatkowej analizie możliwe było wykrycie obszaru niestabilności, który najlepiej widoczny jest na przebiegu wartości rozstępu ćwiartkowego i wartości wariancji. rys. 10. przykład sygnałów diagnostycznych otrzymanych na podstawie sygnału szczegółów na 7 poziomie dekompozycji dla procesu spawania w trakcie którego nastąpiła destabilizacja prędkości spawania fig. 10. example of diagnostic signals calculated on the basis of the details on 7th wavelet decomposition level for the welding process during which destabilisation of the welding speed occurred podsumowanie transformata falkowa jest zaawansowanym narzędziem przetwarzania sygnałów, które również doskonale nadaje się do separacji informacji diagnostycznych z sygnałów napięcia spawania. jak pokazują wyniki badań dzięki zastosowaniu dekompozycji falkowej możliwa jest detekcja szeregu nieprawidłowości procesu spawania. niestety nie wszystkie niestabilności procesu spawania odzwierciedlane są w sygnale napięciowym. należy się spodziewać, że inne sygnały procesowe (np. sygnał akustyczny) poddane przekształceniu falkowemu pozwolą ujawnić trudne do wykrycia niestabilności procesu spawania, co będzie przedmiotem dalszych badań autora. literatura [1] białasiewicz j. t., falki i aproksymacje, wnt 2004. [2] jiluan p., arc welding control, woodhead publishing ltd. (2003). [3] luksa k.: monitorowanie procesów spawania. biuletyn instytutu spawalnictwa, nr 5/1999. [4] lyons r.g.: wprowadzenie do cyfrowego przetwarzania sygnałów, wydawnictwo komunikacji i łączności 2006. [5] misiti m., misiti y., oppenheim g., poggi j-m., wavelet toolbox for use with matlab. the mathworks, inc. 1997. [6] timofiejczuk a.: metody analizy sygnałów niestacjonarnych. gliwice 2004. 201408_pspaw.pdf 41przegląd spawalnictwa 8/2014 the effect of the interface profile on the residual stresses formed in thermally sprayed nial coatings on al2o3 substrate wpływ kształtu granicy połączenia   na naprężenia własne   powstające w natryskiwanych powłokach nial   na podłożu ceramiki al2o3 dariusz golański tomasz chmielewski zhu sheng dr hab. inż. dariusz golański, prof. pw; dr hab. inż. tomasz chmielewski, prof. pw – warsaw university of technology, institute of manufacturing technologies, department of welding engineering, warsaw, poland, prof. zhu sheng ph.d. – national key laboratory for remanufacturing, beijing, china. autor korespondencyjny/corresponding author: t.chmielewski@wip.pw.edu.pl abstract the physical preparation of a surface material to be coated by the thermal spray processing plays very important role as it affects the bonding force between the coating and substrate. when the coating material has different thermal and physical properties than the substrate the thermal residual stresses are generated in a two material system which may reach the level that promotes the coating delamination or cracking. another factor influencing the stress state in sprayed coatings may lay in the interface profile between the coating and substrate. we may try to affect this factor by analyzing the profile and texture of the substrate surface to be coated. this way we may influence the residual stress built in a deposited coatings. the aim of this paper is to model and analyze the effect of the substrate surface profile on the residual stresses generated during cooling of thermally sprayed metallic coatings onto the ceramic substrates. the numerical computer simulation has been performed to calculate and compare the residual stress state developed in thermally sprayed metallic/ceramic system (nial/al2o3). the main factor analyzed was the variation in the shape of the interface profile between the coating and substrate. the obtained results have been discussed. keywords: thermal residual stresses, coatings, interface profile streszczenie przygotowanie fizyczne podłoża materiału do natryskiwania termicznego odgrywa bardzo ważną role ponieważ wpływa na stopień powiązania między utworzoną na podłożu powłoką. gdy materiał powłokowy ma różne właściwości cieplne i fizyczne w stosunku do podłoża to w takim układzie powstaje określony stan naprężeń własnych termicznych, który w zależności od wielkości i rozkładu może prowadzić do pęknięć w powłoce lub jej delaminacji od podłoża. istotnym czynnikiem wpływającym na stan naprężeń własnych w natryskanej powłoce może być kształt linii połączenia między powłoką a podłożem. można mieć na niego wpływ poprzez analizę kształtu czy tekstury podłoża przygotowanego do natrysku. w ten sposób możemy wpływać na stan naprężeń w natryskiwanych powłokach. celem pracy było zbudowanie modelu obliczeniowego oraz analiza wpływu profilu linii połączenia powłoki z podłożem na rozkład naprężeń własnych termicznych powstających w fazie chłodzenia natryskanej na podłoże powłoki. przeprowadzono obliczenia numeryczne dla układu powłoki nial natryskanej na podłoże ceramiki al2o3. głównym analizowanym czynnikiem był charakter profilu granicy połączenia między powłoką a podłożem. wyniki obliczeń naprężeń własnych dla sześciu różnych profili granicy połączenia poddano analizie porównawczej oraz dyskusji otrzymanych wyników. słowa kluczowe: naprężenia własne termiczne, powłoka, profil linii połączenia 42 przegląd spawalnictwa 8/2014 introduction the thermal spraying belongs to one of the most universal method for the deposition of coating materials used for the purpose of substrate protection against friction, erosion, corrosion or fatigue wear [1]. the application of intermetallic materials (eg. feal, nial, tial) for the thermal spraying is a continuously developing field of interest which results from their high strength, oxidation resistance and lower density comparing to the common nickel and iron based alloys specifically in a high temperature environment applications [2, 3]. the literature provide us with several examples of application of intermetallic materials deposited onto the metallic substrates while a very few data can be gathered on the possibility of using thermal spraying of these kind of materials on the ceramic substrates [4÷6]. such combination of materials looks very promising as it can be used for cheap and effective method of developing protective and repair coatings as well as could be used as a fast metallization technique applied for bonding of ceramic parts [7, 8]. to achieve good bonding between the sprayed metallic coating material and the ceramic substrate it is necessary to utilize high energy deposition methods like plasma, high velocity oxyfuel spraying or detonation gun processes [9, 10]. the residual stresses in thermally sprayed coatings play a very important role as the stress level and its distribution may influence the strength of deposited layers in the production stage and service life [f, g, h, j]. the coating/substrate system composed of two materials (intermetal/ ceramic) having dissimilar thermal, physical and mechanical properties is subjected to the temperature gradient resulting from the thermal spraying procedure and parameters. this leads to the formation of a different shrinkage between bonded metallic and ceramic parts developed during cooling of deposited coatings. as a result the residual stress state will be observed within the coating and substrate material. if the stress sign, level and concentration in the coating/substrate system is unfavorable it may produce cracking around coating/ substrate interface or the coating delamination [15]. another aspect that affects the bonding strengths of deposited coatings and also the state of thermal residual stresses is the form of preparation of substrate texture for processing. it is known that the profile of metallic substrate material for thermal spraying should be shaped in a way to produce the highest extension of the surface profile which helps to form better mechanical bonding between the coating and the substrate. on the other hand the change in the surface profile prepared for thermal spraying may affect the residual stress distribution within the coating/substrate system. by utilizing the computer numerical modeling we may investigate how the residual stresses are affected by the surface profile prepared for thermal spraying before the process begin. this way we may design the optimal surface preparation as a factor affecting the strength and durability of the coating/substrate/system. the study reported here presents to modeling results of the effect of applying several different surface profiles of a substrate material on the thermal residual stresses generated upon cooling of a nial intermetallic compound deposited onto the al2o3 ceramic substrate. residual stresses in coatings the thermal residual stresses occurring in a flat thin coating can be roughly calculated from the formula [16]: where e is the young’s modulus of the coating, α is the thermal expansion coefficient, tb is the temperature at the beginning of stress development, tr is the ambient temperature and v is the poisson ration of the coating. the subscripts c and s denote the coating and substrate, respectively. equation 1 presents a simplified relationship which permits to estimate the thermal residual stresses in the elastic isotropic thin layers. there are found more detailed analytical solutions for the residual stresses estimation which take into account the thickness of coating and the substrate [17]. in a real life we have to deal with coating-substrate systems that do not apply to the above assumptions. if we look at the coatings produced by the thermal spraying processes we may see that the interface line rarely presents a straight line. as an example, the microstructure of thermally sprayed nial coating on the alumina ceramic substrate is shown in figure 1. we may see that the interface profile line is not a straight line, or it is rather composed of several short line connected at different angles. the external coating surface profile is even more complex making the overall thickness of the layer uneven along the interface. in case we need to account for nonlinear material behavior, temperature dependence of material properties or a complex geometry of the model samples we need to use more advanced calculation techniques that the formula presented above. one of mostly known and used tool for this purpose is the finite element method which allows analyzing models with complex geometries under the nonlinear thermo-elastic-plastic material behavior. it is worth to remember that the numerical simulation of residual stresses by the finite element method requires also several assumptions and simplifications during model creation and analysis stage. therefore, the results that we obtain by this method shall be treated mainly as a qualitative information that is providing us with some kind of a comparison and optimization tool applied to a group o coating/substrate models. but even such results can be very valuable as we can analyze and optimize several aspect of coating/substrate systems before we start to produce them using real manufacturing processes. ( )( ) 1 c th c s b r c e t tσ α α ν = − − − 43przegląd spawalnictwa 8/2014 fig. 1. the microstructure of thermally sprayed (d-gun) nial coating onto the al2o3 substrate rys. 1. mikrostruktura powłoki nial natryskanej cieplnie (d-gun) na podłoże al2o3 residual stress analysis in deposited coatings the subject of analysis the thermal residual stress analysis has been conducted for the nial coating models deposited onto the al2o3 ceramic substrate by means of a thermal spraying process. several nial/al2o3 models with the variation of the coating/substrate interface profile have been prepared in order to evaluate the effect the interface profile variation on the residual stress state. the simplest model presented a 0.2 mm metal coating bonded to 1.0 mm ceramic substrate having a circular disk shape. this model represents the straight line interface profile which is utilized in the formula described by eq. 1. beside this basic coating/substrate system several other models have been created having different shapes of the interface profile between the nial coating and the al2o3 substrate. all these profiles are still idealized but they represent higher degree of similarity to the real coating/substrate interface profiles. in total six models with different profiles have built and they are presented in figure 2 together with the symbolic model description (l1-l6). the models having higher description number presents more complicated and extended profile shape. for the purpose of the computer modeling the coating/ substrate dimensions have been increased 10 times for the ease of model preparation. all models have the geometry of a disk with the 40 mm diameter, the substrate height of 10 mm and the coating height of 2 mm. the total amplitude of the surface profile was assumed to change from -0.3 mm up to 0.3 mm. modeling assumptions the thermal stress analysis has been conducted using the finite element programme lusas v.13.8.4. the problem has been solved as a two dimensional axisymmetric model in the thermo-elastic-plastic regime with the von mises yield criteria without material hardening. because of model symmetry only right half of the model was used in the computations (fig. 3). it was assumed that the residual stresses are generated upon cooling from different starting temperatures for the coating and the substrate respectively. for the thermal spraying processes the substrate temperature usually does not exceed 150÷200 °c. the temperature of the coating deposited onto the substrate is difficult to specify as it changes rapidly from the moment when the transported metallic droplets begin to adhere to the substrate. because the analysis has a comparative meaning it was assumed that the whole deposited coating has a uniform temperature that is three times higher (600 °c) than the substrate which temperature reaches maximal value of 200 °c when the cooling starts. the material properties used in the computations were assumed to vary with the temperature. the material data (young modulus, poisson ratio, thermal expansion coefficient and yield stress for the nial material) were taken from several literature sources [18÷22]. it is important to notice that the yield stress of nial intermetallic material exhibits some kind of an anomaly behavior as it drops only less than 20% (800÷650 mpa) in the range from the room temperature up to 800 °c. this is a common behavior of many intermetallic materials which is a great advantage in high temperature applications, but may result in a higher residual stresses. fig. 2. the fem models of the coating–substrate interface profiles assumed in the analysis rys. 2. modele mes profilu połączenia powłoka–podłoże zastosowane w analizie fig. 3. finite element mesh in one of the models (l3) of nial coating deposited onto the al2o3 substrate rys.3. siatka mes na modelu l3 powłoki nial na podłożu al2o3 44 przegląd spawalnictwa 8/2014 calculation results the performed fem analysis allowed to receive the residual stress distributions in the modeled coatings for all stress components and principal stresses. figure 4 a, b, c show the residual stress state in nial/al2o3 system for the model with the straight line of the coating/substrate interface profile (model l1) and the model deformation scheme (fig. 4a) shown in the exaggerated scale. the radial stress magnitude (σx) reached 800 mpa in the nial coating which corresponds quite well with the stress level calculated for nial/al2o3 system using eq. 1 from which the stress magnitude in nial coating was 744 mpa. fig. 4. residual stress distribution in the nial/al2o3 system (right half of the l1 model) for: a) radial σx stresses, b) axial σy stress, c) principal σ1 stress, d) model deformation rys. 4. rozkład naprężeń własnych w układzie nial/al2o3: a) promieniowe σx, b) osiowe σy, c) główne σ1, d) model odkształcenia a) b) c) d) fig. 5. residual principal stress (σ1) distribution for the modified interface profile in the selected nial/al2o3 models rys. 5. rozkład naprężenia własnego – główne (σ1) dla profilu zmodyfikowanego połączenia w wybranym modelu nial/al2o3 45przegląd spawalnictwa 8/2014 the analysis results show that the tensile radial stresses (σx) dominate within the nial coating and are almost uniform throughout the coating length. on the other side the ceramic substrate stays under compressive stresses in most of the regions beyond a small area near the interface line on the external edge of the model (fig. 4b). this phenomena is well known to exist at the free edge in a two dissimilar components system and is called the stress singularity. the axial (σy) stress component has the major effect on the stress concentration in this area because the high tensile stresses may promote cracking in a ceramic substrate or pulling the coating off the substrate. the residual stresses calculated at the room temperature for the rest models (l2-l6) having modified interface profile revealed roughly similar stress distributions comparing to the initial model (l1). for the lack of space only principal stress distributions have been shown in figure 5 for the selected models. the principal stress distribution allows to visualize both the action of tensile stresses within the coating as well as the stress concentration at the free edge in the ceramic substrate so it may be a good indicator showing dangerous stress levels both in the coating and in the ceramic substrate. from the images in the figure 5 we may conclude that the principal stress distribution is disturbed along the whole coating/substrate interface by the repeated variations of the coating/substrate profile. it can be seen that local regions with stress ‘islands’ having elevated tensile stresses have been developed in a repeated form along the interface. these stresses decrease towards the external edge of the model but the stress concentration still exists in the ceramic substrate at the edge of the model. the region with the stress concentration is localized within the nial coating, laying near the modified interface profile as shown in the enlarged area for one of the analyzed models (fig. 6). fig. 6. the enlarged area of the stress islands within analyzed nial coating in the l2 model rys. 6. powiększony obszar wysp koncentracji naprężeń w analizowanym modelu l2 w powłoce nial to compare the stress level between calculated models two graphs of principal stress profiles across the nial/al2o3 interface have been created (fig. 7). one section line (1) comes through the lower part of the interface profile and the second section line comes through the upper (2) part of this profile which has been schematically drawn in figure 6. these graphs shows that the more complex interface profile the higher the stress level is found in the coating material and also within the ceramic substrate. specifically, the most complex l5 and l6 models present around 50% stress increase in the nial coating in region laying inside the profile comparing to the initial l1 model. moreover, the residual stresses on the ceramic side within the inner part of the profile line 1 also show high stress level resulted from the cyclic shape changes on the surface of the substrate. the tensile residual stresses within the ceramic substrate are very dangerous as it is known that ceramic materials are brittle and are 6 to 8 times weaker in tension than in compression. the intermetallic material subjected to high tensile residual stresses may deform plastically which helps to redistribute high stress concentrations. the high yield stress of nial intermetalic restricts the plastic deformation to a small degree but allows to sustain its high performance at higher service temperatures. fig. 7. the principal residual stress profiles along the section lines shown in figure 6: a) cross section line 1; b) cross section line 2 rys. 7. główne naprężenia własne na liniach przekroju zaznaczonych na rysunku 6: a) linia przekroju 1; b) linia przekroju 2 a) b) 46 przegląd spawalnictwa 8/2014 the changes of the principal residual stresses in the ceramic substrate towards the edge of the model are shown in figure. 8. the section line 3 from the figure 6 shows that the stress profile has been drawn just underneath the interface line of nial/al2o3 system. the cyclic fluctuations of the stress level visible in this graph are due to the action of sudden changes in the interface profile. the highest stress amplitude is observed for the l4 model and we may see that these stresses reach both tensile and compressive extreme values. the principal residual stresses in ceramic substrate reach the highest value at the edge of the model. the stress concentration visible for all models at the external edge is up to four times higher than the average tensile stress level observed far from the model edges. this is mainly due to the stress singularity formed in the fem model as it was previously stated. fig. 8. principal residual stress profiles along the interface profile at section line 3, shown in figure 6, within the ceramic substrate material for the analyzed models rys. 8. główne naprężenia własne wzdłuż profili na linii przekroju 3 pokazanej na rysunku 6 w materiale ceramicznego podłoża dla analizowanych modeli conclusions the computer simulation of residual stresses in nial coatings deposited onto the al2o3 substrate demonstrated the effect of variation in the interface profile between metallic and ceramic parts on the stress distribution both in the coating and in the substrate. this analysis has comparative meaning and shows that the assumption of a straight line representing the interface between coating and substrate provides lower magnitude of tensile stress around the interface line both in the metallic and ceramic part of the model. on the other hand, the simulated complex models (l4, l5, l6) with the expanded profile of the interface line are characterized by the higher tensile stresses and cyclic stress fluctuations along the coating/substrate interface. the moderate stress changes are obtained for l2 and l3 models, still higher than that obtained in the basic l1 model. the ceramic substrate is also subjected to high tensile stress concentration at the external edge of the model which may state a potential risk of ceramic cracking or coating delamination. the process of substrate preparation for thermal spraying by applying modification of surface profile towards the expansion of the profile line, is a widely known action used mostly in a metallic/ metallic systems that helps to increase the adhesion strength between coating and substrate. in the case of ceramic substrates the advantage of such modification for the increase of a coating-substrate adhesion strength may not give favorable results as the tensile residual stresses grow up within the ceramic part. this technique could be favorable when applying other kind of metallic materials that are characterized by a lower yield stress limit comparing to the nial intermetallic. the higher plastic flow of the deposited material during cooling of a coating/ substrate system to the ambient temperature play an important role in stress relaxation at the coating/substrate interface and may reduce the tensile stresses in ceramic substrate to the higher degree. the analysis is a part of investigations related to the application of thermal spraying of metallic materials on the ceramic substrates to be applied as an alternative method of ceramic metallization and surface modification for high temperature applications. the residual stresses that occurs around the interface of a metallic coating-ceramic substrate are one of the most important factors affecting the strength and durability of the whole system in the service life. the numerical computer modeling of residual stresses is one of the required initial simulation tool used for the design and selection of a coating and substrate materials combination for thermal spraying technology. the future residual stress analysis should also take into account the real surface profile of the interface line between the coating and the substrate material. this work has been supported by the national science centre under the project no. nn 519652840. 47przegląd spawalnictwa 8/2014 przegląd spawalnictwa uruchomił możliwość wolnego dostępu do pełnych treści artykułów w ramach open access library. artykuły w języku angielskim w formacie pdf zamieszczane są na stronie internetowej redakcji: www.pspaw.pl. autorów zainteresowanych publikacją w open access library prosimy o przesyłanie artykułów w języku polskim i angielskim. w miesięczniku nastąpi publikacja w języku polskim, a tekst w języku angielskim zostanie zamieszczony na stronie internetowej. przegląd spawalnictwa welding technology review open access library references [1] berndt m.l., berndt christopher c.: thermal spray coatings. brookhaven national laboratory, state university of new york, stony brook, 2003. [2] westbrook j.h., fleischer r.l.: structural applications of intermetallic compounds. edited by 1995, 2000 john wiley & sons ltd. [3] trinh d., müller m.: aluminides. 4h1609 functional materials, project report, kth, 2002. [4] chmielewski t., golański d.: the new method of in-situ fabrication of protective coatings based on feal intermetallic compounds. journal of engineering manufacture part b. april 2011, 225: pp. 611-616. [5] gontarz g., chmielewski t., golański d.: modyfikacja natryskiwanych powłok aluminiowych na stali skoncentrowanym źródłem ciepła. przegląd spawalnictwa nr 12/2011, pp. 52-54. [6] gontarz g., golański d., chmielewski t.: powłoki intermetaliczne z grupy fe-al wytwarzane metodami spawalniczymi. mechanik nr 08/09/2012, pp. 769-771. [7] chmielewski t., golański d.: wpływ tytanowej warstwy metalizacyjnej osadzonej detonacyjnie na ceramice na stan naprężeń powstających w lutowanych złączach al2o3-stal. przegląd spawalnictwa nr 10/2010, s. 56-60. [8] golański d., chmielewski t., gontarz g.: badania zwilżalności ceramiki metalizowanej metodami natrysku cieplnego. przegląd spawalnictwa, no. 8(2013), pp. 65-69. [9] davis j.r.: handbook of thermal spray technology, asm international, 2004. [10] chmielewski t.: wykorzystanie energii kinetycznej tarcia i fali detonacyjnej do metalizacji ceramiki, prace naukowe pw. seria mechanika, zeszyt 232 (2012), pp. 1-155. [11] chmielewski t., golański d.: modelowanie numeryczne naprężeń własnych w złączach al2o3–ti oraz al2o3–(ti+al2o3) formowanych podczas natryskiwania detonacyjnego. przegląd spawalnictwa, nr 9(2009), pp. 58–62. [12] chmielewski t., golański d., gontarz g.: pomiar naprężeń własnych powłok metalicznych natryskiwanych termicznie. przegląd spawalnictwa nr 12/2011, s. 59-64. [13] zimmerman j., lindemann, z., golański d., chmielewski t., włosiński w.: modeling residual stresses generated in ti coatings thermally sprayed on al2o3 substrates. bulletin of the polish academy of sciences – technical sciences, vol. 61, no. 2, 2013, pp. 515-525. [14] golański d., chmielewski t., gontarz g., zimmerman j., włosiński w.: badania naprężeń własnych w powłokach natryskiwanych metodą hvof, przegląd spawalnictwa, no.11(2013), pp. 30-35. [15] hutchinson j.w., evans a.g.: on the delamination of thermal barrier coatings in a thermal gradient. surface and coatings technology 149 (2002), pp.179-84. [16] houdeau d, steckenborn a., zhang j-m, kiesewetter l.: eigenspannungen in mikrosystemen, in proc. conf. „residual stresses”, frankfurt dgm informationsgesellschaft, verlag, 1992. p. 23. [17] araujo p., chicot d., staia m., lesage j.: residual stresses and adhesion of thermal spray coatings, surface engineering vol.21(2005), no. 1, 35-40. [18] li d., lin d., liu y.: effect of temperature on the tensile properties and dislocation structures of feal alloys. materials science and engineering a249 (1998), 206-216. [19] reddy b.v., deevi s.c.: thermophysical properties of feal (fe-40 at.%al). intermetallics 8 (2000), pp. 1369-1376. [20] schneibel j.h.: schneibel j.h. et al, editor. processing, properties, and applications of iron aluminides. warrendale, pa: tms, 1994. p. 329. [21] totemeier t.c., wright r.n., swank w. d.: feal and mosi-b intermetallic coatings prepared by thermal spraying. idaho national engineering and environmental laboratory. report. [22] choo h., bourke m.a., daymond m.r.: a finite element analysis of inelastic relaxation of thermal residual stress in continuous fiber-reinforced composites. comp. sci. & tech., vol. 61 (12), pp. 17571772, 2001. ps 2 2016 www.pdf 8 przegląd spawalnictwa vol. 88 2/2016 wpływ technologii spawania rur ożebrowanych ze stali austenitycznej na strukturę połączenia rura – płaskownik impact of the technology of laser welding of finned tubes made of austenitic steel on the structure of the tube – flat bar joint dr hab. inż. janusz adamiec, prof. pśl; dr inż. agnieszka tomaszewska – politechnika śląska, katowice autor korespondencyjny/corresponding author: janusz.adamiec@polsl.pl streszczenie w pracy przedstawiono wyniki prób technologicznych spawania laserowego rur ożebrowanych wykonanych ze stali austenitycznych w gatunku 304 (x5crni18-10) oraz 304h (x2crni19-10), ze szczególnym uwzględnieniem wpływu zmiennych parametrów spawania laserowego na strukturę połączenia rura płaskownik. stwierdzono, że technologia spawania laserowego rur ożebrowanych spełnia wymagania towarzystw kwalifikacyjnych, a struktura złączy zapewnia prawidłową wymianę ciepła w wymiennikach, przeznaczonych do pracy kotłów przy parametrach nadkrytycznych i ultranadkrytycznych. słowa kluczowe: stal austenityczna 304 i 304h, spawanie laserowe, rury ożebrowane abstract this article presents the results of technological tests of laser welding of finned tubes made of austenitic steels in the 304 (x5crni18-10) and 304h (x2crni19-10) grades, with particular attention given to the impact of the laser welding parameters on the geometry and structure of the tube – flat bar joint. it has been found that the laser welding technology applied in the finned tubes meets the requirements set by the licensing authorities, whereas the structure of the joint with a full penetration ensures a better durability of the joint and a correct heat exchange in heat exchangers intended for use in boilers with supercritical and ultra supercritical parameters. keywords: 304 and 304h austenitic steels, laser welding, finned tubes wstęp rozwój energetyki, głównego odbiorcy materiałów żarowytrzymałych, uzależniony jest w dużej mierze od materiałów i technologii spełniających coraz wyższe wymagania jakościowe. dodatkowym bodźcem rozwoju tej gałęzi przemysłu są stale rosnące wymagania dotyczące ograniczenia emisji zanieczyszczeń, zwiększenie wydajności i niezawodności bloków energetycznych oraz obniżenia zużycia paliwa. rozwój nowych materiałów i technologii energetycznych stał się podstawą badań prowadzonych na stalach austenitycznych stosowanych na rury ożebrowane w wymiennikach ciepła do pracy w warunkach nadkrytycznych i ultranadkrytycznych [1-3]. w zależności od parametrów termicznych, czynnika roboczego oraz spalin, konstrukcje te mogą być podgrzewaczami, ekonomizerami względnie przegrzewaczami. zastosowanie spawanych rur ożebrowanych wyraźnie zwiększa sprawność termiczną kotłów, jest ona 2,5 razy większa w porównaniu ze sprawnością rur gładkich i 1,5 razy większa w stosunku do rur faviera [4, 5]. właściwości janusz adamiec, agnieszka tomaszewska które czynią stale austenityczne tak popularnymi to, wysoka odporność na korozję, dobra zdolność do odkształceń plastycznych, ciągliwość czy też – będąca tematem badań – spawalność. materiał do badań materiał do badań stanowiły rury ożebrowane spawane laserowo (φ 48,3 mm, grubość ścianki odpowiednio: stal 304 – 2,77 mm, stal 304h – 3,66 mm, taśma 15x1,0 mm) wykonane ze stali austenitycznych w gatunkach 304 (x5crni18-10) oraz 304h (x2crni19-10), których skład chemiczny przedstawiono w tabeli i. próby technologiczne spawania laserowego przeprowadzono na automatycznej linii w centrum innowacyjnych technologii laserowych energoinstal sa. do spawania wykorzystano stanowisko z laserem dyskowym trudisk 8002 9przegląd spawalnictwa vol. 88  2/2016 typ stali skład chemiczny, % wag. c cr ni mn si n p s 304 max. 0,08 18-20 8-10,5 max. 2 max. 0,75 max. 0,10 max. 0,045 max. 0,03 304h 0,04-0,1 18-20 8-10,5 max. 2 max. 0,75 max. 0,045 max. 0,03 tablica i. skład chemiczny badanych stali table i. chemical composition of the steels nr próbki moc wiązki laserowej kw prędkość spawania m/min kąt 1° kąt 2° 304_1 2,5 20 16 12 304_2 2,4 20 16 16 304h_1 2,3 20 16 12 304h_2 2,4 20 16 12 tablica ii. parametry spawania laserowego dla wybranych złączy table ii. laser welding parameters for the selected joints firmy trumpf, wyposażone w światłowodowy system transmisji promieniowania laserowego rezonatora do głowicy roboczej oraz laserową głowicę spawalniczą z podwójną soczewką skupiającą o odległości ogniskowej f = 300 mm i kolimator 300 mm. parametrami regulowanymi podczas spawania była moc wiązki laserowej, która zmieniała się w zakresie od 2,0 do 2,6 kw, prędkość spawania, która wynosiła od 12 do 36 m/min oraz kąt. przetop złącza wykonany został w pozycji nabocznej pb. szczegółowe parametry spawania przedstawiono w tabeli ii. obserwacje struktury złączy przeprowadzono na zgładach metalograficznych trawionych elektrolitycznie w odczynniku lucas reagent (50 ml kwasu mlekowego + 150 ml kwasu hcl + 3g kwasu szczawiowego). do tego celu użyto mikroskopu stereoskopowego firmy nikon smz 745t oraz mikroskopu świetlnego nikon eclipse e200. w celu określenia rozkładu liniowego pierwiastków w spoinie i materiale rodzimym użyto elektronowego mikroskopu skaningowego hitachi s-3400 wyposażonego w detektor eds marki thermo-noran. wyniki badań badania wizualne wykonane zgodnie z wymaganiami normy pn-en iso 13919-1:2002 oraz en iso 6520-1 wykazały, że tylko niektóre z parametrów spawania laserowego spełniają wymagane kryteria. część złączy wykazuje bowiem powierzchniowe niezgodności spawalnicze, w postaci, np.: podtopień i przyklejeń (rys. 1a) oraz przyklejeń brzegowych i braku przetopu (wtopienia) (rys. 1b). w dalszej części badań skupiono się na analizie złączy które pozytywnie przeszły etap badań wizualnych. obserwacje mikrostruktury tych złączy nie wykazały żadnych mikropęknięć i potwierdziły prawidłową strukturę we wszystkich strefach połączeń dla obu badanych gatunków stali (rys. 2a i d). spoiny charakteryzowały się budową dendrytyczną natomiast materiał rodzimy żebra i rury, miał strukturę austenityczną z widocznymi ziarnami bliźniaczymi. w obu przypadkach struktura żebra była bardziej drobnoziarnista w porównaniu do struktury rury. oprócz tego a) rys. 1. makrostruktura złączy, ocenione negatywnie, a) 304_2, b) 304h_2 fig. 1. macrostructure of joints, negatively evaluated, a) 304_2, b) 304h_2 b) w strukturze rury i taśmy ujawniono wydzielenia węglików, zarówno w środku ziaren (rys. 2f), jak i na granicach. w spoinie od linii wtopienia widoczne były kryształy kolumnowe, które wzrastały w kierunku odprowadzania ciepła (rys. 2b, c, e i f). przeprowadzono również analizę składu chemicznego z wykorzystaniem systemu eds, określając liniowy rozkład głównych pierwiastków stopowych na przekroju spoiny (rys. 3). stwierdzono równomierny rozkład pierwiastków na przekroju poprzecznym złącza dla obu badanych stali. porównując udziały masowe pierwiastków w poszczególnych spoinach, nie wykazano znaczących różnic pomiędzy stalą 304 i 304h. a) d) b) e) c) f) rys. 2. mikrostruktura złączy, ocenione pozytywnie, (a, b, c) 304_1; (d, e, f) 304h_1 fig. 2. microstructure of joints, positively evaluated, (a, b, c) 304_1; (d, e, f) 304h_1 10 przegląd spawalnictwa vol. 88 2/2016 a) b) rys. 3. liniowy rozkład pierwiastków na przekroju spoiny, a) 304_1, b) 304h_1 fig. 3. linear distribution of the elements in the cross section joints, a) 304_1, b) 304h_1 literatura [1] a. hernas, j. pasternak, j. brózda, g. moskal, „stale austenityczne i nadstopy niklu stosowane do budowy kotłów nadkrytycznych i ultranadkrytycznych”, wyd. sitph, katowice 2009, s.111-134. [2] a. hernas, „żarowytrzymałość stali i stopów, cz.1”, wyd. pol. śl., gliwice 1999. [3] j. pasternak, s. fudali, a. hernas, m. staszewski, „stale austenityczne do zastosowań w kotłach o parametrach nadkrytycznych”, energetyka, zeszyt tematyczny nr xviii, 2008. [4] j. adamiec, m. stopyra, m. więcek, “technologies of manufacturing finned tubes”, proceedings of 10th liege conference: materials for advanced power engineering, s.411-418, 2014. [5] j. adamiec, m. więcek, g. kokot, „technologia spawania laserowego rur ożebrowanych” przegląd spawalnictwa, vol.86 (5), s.3-9, 2014. podsumowanie w artykule przedstawiono analizę wpływu zmiennych parametrów spawania laserowego na strukturę połączenia rura – płaskownik dla rur ożebrowanych wykonanych ze stali austenitycznych w gatunku 304 oraz 304h. przeprowadzone na złączach badania wizualne wykonane zgodnie z wymaganiami norm (pn-en iso 13919-1 i en iso 6520-1) wykazały w części złączy powierzchniowe niezgodności spawalnicze. określono optymalne parametry spawania, odpowiednio: dla stali 304 – (moc 2500 w, prędkość 20 cm/min, kąty 16° i 12°) natomiast, dla stali 304h – (moc 2300 w, prędkość 20 cm/min, kąty 16° i 16°), które pozwoliły uzyskać pełny przetop oraz łagodne przejście lica od żebra do rury. badania mikrostruktury obu badanych stali potwierdziły strukturę austenityczną w materiale żebra i rury, natomiast spoiny charakteryzowały się budową dendrytyczną. stwierdzono również równomierny rozkład głównych pierwiastków stopowych na przekroju poprzecznym spoiny dla obu badanych stali. wykazano, że technologia spawania laserowego rur ożebrowanych spełnia wymagania towarzystw kwalifikacyjnych, a struktura złączy zapewnia prawidłową wymianę ciepła w wymiennikach, przeznaczonych do pracy kotłów przy parametrach nadkrytycznych i ultranadkrytycznych. praca sfinansowana w ramach projektu pbs1/a5/13/2012, pt .: „technologia spawania laserem rur ożebrowanych ze stali austenitycznych i stopów niklu przeznaczonych do pracy w kotłach o parametrach nadkrytycznych i ultranadkrytycznych” przez ncbir . fe cr ni mn fe cr ni mn ps 8 2017 www.pdf 53przegląd  spawalnictwa vol. 89 8/2017 możliwości użycia fali akustycznej   do diagnozy procesów spawalniczych possibility of using acoustic wave for diagnosis of welding processes inż. maciej pluta– zap-robotyka sp. z o.o.; dr inż. leszek łatka – politechnika wrocławska. autor korespondencyjny/corresponding author: leszek.latka@pwr.edu.pl streszczenie w artykule przedstawiono możliwość zastosowania analizy zmian w fali akustycznej emitowanej w czasie spawania zrobotyzowanego metodą mag do oceny stabilności procesu. stwierdzono pewną korelację pomiędzy natężeniem prądu spawania a charakterystykami amplitudowo-częstotliwościowymi. prezentowane wyniki mają charakter poznawczy i mogą stanowić podstawę do przyszłych prac. słowa kluczowe: spawanie; jakość procesu; fala akustyczna; przetwarzanie sygnałów; parametry spawania abstract in the paper a possibility of application analysis of the changes in acoustic wave emitted in the welding time of robotized gma for evaluation of process stability was presented. it was stated some correlation between welding current and amplitude-frequency characteristics. given results are preliminary studies and could be a basement for future works. keywords:  welding; quality of the process; acoustic wave; signal processing; welding parameters  wprowadzenie podstawowym warunkiem wykonania poprawnych złączy spawanych jest stabilność procesu spawania. monitorowanie stabilności łuku spawalniczego powszechnie realizuje się stosując pomiar i rejestrację oraz analizę parametrów: natężenia prądu spawania i napięcia łuku, oraz dodatkowo: natężenia przepływu gazu osłonowego, prędkości spawania i prędkości podawania drutu. spośród niekonwencjonalnych metod oceny stabilności jarzenia się łuku największe znaczenie mają systemy wizyjne, jednak można stosować również bardziej czułe techniki rentgenowskie, ultradźwiękowe i emisji akustycznej. osobną, perspektywiczną metodą jest analiza dźwięku generowanego przez łuk spawalniczy [1,2]. w praktyce przemysłowej często stwierdza się, że wrażenia słuchowe dźwięku spawania są odmienne dla różnych metod oraz parametrów spawania. zbadanie zjawiska zmian emisji ciśnienia akustycznego emitowanego w procesie ma na celu usystematyzowanie ich zależności ze zmiennością parametrów spawania odpowiadających za jakość procesu. poszukiwania takich związków sprowadzały się do analizowania przebiegów widmowych uzyskanych sygnałów dźwiękowych oraz przeprowadzenia badań wizualnych próbek. celem niniejszej pracy jest zweryfikowanie możliwości zastosowania analizy dźwięku emitowanego przez łuk do oceny stabilności spawania metodą mag. maciej pluta, leszek łatka przeglad welding technology review metodologia badań do badań wykorzystano zrobotyzowane stanowisko spawalnicze przystosowane do spawania metodą mag. fakt ten tłumaczy się potrzebą powtarzalności oraz dokładności przeprowadzonych testów [3]. spośród wielu metod spawalniczych została wybrana powyższa ze względu na powszechność użycia [4]. testy polegały na wykonywaniu napoin próbnych o jednakowej długości, odzwierciedlających zjawiska zachodzące podczas procesu spawania. ich jakość określono na podstawie badań wizualnych [5]. badania przeprowadzono na zrobotyzowanym (fanuc arc mate 120/12l) stanowisku do spawania składającym się z urządzenia spawalniczego (fronius tpsi 500) oraz stołu i układu rejestrującego dźwięk. sygnał pomiarowy został rejestrowany za pomocą dwóch przetworników pomiarowych: mikrofonu o charakterystyce dynamicznej (audio-technica pro41) i pojemnościowej (rode videomic). ponieważ przeprowadzane badania są wysoce teoretyczne, a wyżej opisane zależności dotychczas raczej nieznane, układ pomiarowy zapewnia wystarczająco dobrą jakość przy zachowaniu prostoty. mikrofony zostały umieszczone w bezpiecznej odległości od łuku spawalniczego i skierowane w jego stronę [5]. napoiny próbne wykonano na blachach ze stali s235jr o grubości 2 mm. jako materiały dodatkowe zastosowano drut elektrodowy g3si1 (benmag sg3, firmy darmet) 54 przegląd  spawalnictwa vol. 89 8/2017 oraz gaz osłonowy ferroline c12 x2 (m24 wg pn-en iso 14175) o składzie chemicznym 86% ar + 12% co2 + 2% o2 [6]. gaz osłonowy został dobrany tak, aby zapewnić wysoką wydajność procesu w połączeniu z dobrą jakością spoin. spośród wielu parametrów spawania analizowano tylko niektóre, najbardziej podstawowe: natężenie prądu spawania i jego tryb (standardowy lub impulsowy) oraz prędkość spawania. w przypadku analizy ściśle określonego parametru pozostałe przyjmowały wartości referencyjne przypisane wg tablicy 1. w dowolnej chwili czasu określić wartości poziomu wzmocnienia [db] z pożądanego zakresu widma [8]. znając intensywność zmian zdefiniowanego parametru spawania, można oszacować zależność pomiędzy tym parametrem i zmianami zachodzącymi w fali akustycznej emitowanej w badanym procesie [5]. w przypadku stwierdzenia wyraźnej zależności podjęto działania mające na celu wprowadzenie jej matematycznego opisu. do tego celu posłużono się różnymi algorytmami przetwarzania sygnału, np. filtracja, obliczanie wartości średniej etc. wskaźnikiem pozwalającym zobrazować dokładność opisu jest współczynnik korelacji regresji liniowej [9]. natężenie prądu spawania  – prąd impulsowy wykonano łącznie cztery napoiny w celu dokonania analizy wpływu natężenia prądu spawania na zmiany zachodzące w fali akustycznej. pierwsze trzy próby miały charakter statyczny. wartości trzech kolejnych nastaw zmieniały się w kolejności: 90, 120 oraz 150 a wg tablicy 2. wartość środkowa jest referencyjna, stąd do tego przebiegu będą przyrównywane pozostałe, przyjęte jako wartości skrajne. charakterystyki amplitudowo-częstotliwościowe tych prób zostały przedstawione na rysunku 1. tablica i. wartości referencyjne parametrów spawania table i. reference values of the welding parameters tablica ii. wartości parametrów spawania dla prób o charakterze statycznym i dynamicznym table ii. welding parameters values for samples for static and dynamic testing parametr wartość natężenie prądu spawania 120 a prędkość spawania 60 cm/min średnica drutu 1 mm pochylenie uchwytu 15º w kierunku toru spawania przepływ gazu 12 l/min wolny wylot drutu 6÷8 mm na potrzeby analizy wprowadza się pojęcia próby o charakterze statycznym i dynamicznym [5]. w pierwszym przypadku natężenie prądu spawania oraz prędkość spawania zmieniano o stałe wartości po każdej z trzech prób. w drugim przypadku wartości natężenia prądu spawania lub prędkości spawania zmieniały się płynnie od pewnej wartości minimalnej do maksymalnej w ramach jednego przejścia. systematyzacja wartości parametrów spawania jest zawarta w tablicy 2. proces spawania prowadzono z wykorzystaniem prądu standardowego i prądu impulsowego [7]. dla obu trybów pracy analizowano te same parametry i przyjęto takie same wartości wg tablicy 2. pominięto wpływ dodatkowych współczynników takich jak stabilizacja wtopienia, korekcja dynamiki łuku lub bezodpryskowe zajarzenie łuku. zostały one wyłączone lub wyzerowane [5]. interpretacja sygnału dźwiękowego analiza uzyskanych próbek sygnałów pomiarowych sprowadza się do obserwacji przebiegów widmowych powstałych w oparciu o algorytm transformaty fouriera, fft (ang. fast fourier transform). testy o charakterze statycznym rozważa się ze względu na charakterystykę amplitudowo -częstotliwościową, natomiast te o formie dynamicznej należy analizować przez śledzenie spektrogramu próbki sygnału pomiarowego. zastosowanie spektrogramu pozwala parametr wartość próby statyczne próby   dynamiczne natężenie prądu spawania [a] 90 120 150 i0 = 50, imax= 160 prędkość spawania [cm/min] 30 60 90 v0 = 30, vmax = 100 rys. 1. charakterystyki amplitudowo-częstotliwościowe dla prądu impulsowego: a) porównanie 90 a ze 120 a; b) porównanie 120 a ze 150 a fig. 1. amplitude-frequency characteristics for impulse current: a) comparison 90 a with 120 a; b) comparison 120 a with 150 a na rysunku 1a zaobserwowano zjawisko znacznej różnicy we wzmocnieniu ścisłych zakresów niektórych częstotliwości. odnotowano również zjawisko harmoniczności [10]. na wykresie zaznaczono tylko dwie podstawowe wartości, natomiast podczas szerszej analizy zaobserwowano przynajmniej trzy kolejne, o relatywnie wysokiej amplitudzie, harmoniczne częstotliwości podstawowej. występują one dla obu wartości parametrów, a ich położenie na osi czasu a) b) 55przegląd  spawalnictwa vol. 89 8/2017 można porównać do przesunięcia w fazie o pewną wartość: f1120 a–f190 a=141 hz–94 hz=47 hz [5]. poziom wzmocnienia otoczenia częstotliwości podstawowej (w obu przypadkach) jest ok. 20 db niższy, a więc jest to 100-krotnie mniejsza wartość. zauważalna jest również różnica w sumarycznym wzmocnieniu obu sygnałów. wrażenia słuchowe potwierdzają to, że nagranie dla 90 a jest cichsze i sprawia wrażenie bardziej zaszumionego niż nagranie dla 120 a. bardzo podobne spostrzeżenia notuje się dla kolejnego porównania widocznego na rysunku 1b, tym razem wartości wyższej z wartością referencyjną. wzmocnienie częstotliwości podstawowej oraz jej harmoniczne są bardziej wyraźne na tle całego widma niż dla poprzedniej próby. wartość „przesunięcia w fazie” jest zbliżona i wynosi: f1150 a–f1120 a=181 hz–141 hz=40 hz. w odczuciu zmysłu słuchu dźwięk próbki dla najwyższego natężenia prądu jest jeszcze bardziej wyrazisty i lekko kłujący. wraz ze wzrostem wartości natężenia prądu rosną wymiary geometryczne lica (rys. 2). wszystkie trzy próbki prezentują się wizualnie poprawnie, nie występują podtopienia, pory powierzchniowe czy pęknięcia, a ilość odprysków jest niska. zaobserwowano przetopienie blachy dla natężenia prądu 150 a. następnie program źródła prądu ustawiono tak, aby war tość natężenia prądu płynnie zwiększała się od wartości początkowej imin = 50 a do wartości imax = 160 a w chwili od 1 do 9 sekundy. następnie wartość imax została podtrzymywana przez 6 sekund po czym zmalała do końcowej w przeciągu ok. sekundy. podobieństwo między tym ciągiem zmian wartości natężenia prądu a zmianami w widmie obserwowalnymi na rysunku 3 jest bardzo wysokie. w zakresie pierwszych 9 sekund wzmocnienie zmieniających się częstotliwości (podstawowej i harmonicznych) rośnie proporcjonalnie w czasie. następnie wartości przebiegu ulegają „stabilizacji”, aby po chwili zmaleć do wartości końcowej. stwierdzono również przerwę w pierwszej fazie próby, jest to spowodowane chwilową utratą stabilności łuku i jego ponownym zajarzeniem [5]. rys. 2. widok uzyskanych napoin od strony lica dla prądu impulsowego: a) 90 a, b) 120 a, c) 150 a fig. 2. view of obtained weld belds from the face for impulse current: a) 90 a, b) 120 a, c) 150 a rys. 3. spektrogram sygnału dla próby o płynnej zmianie natężenia prądu (prąd impulsowy) fig. 3. signal spectrum for sample smooth current change (impulse current) rys. 4. zależność częstotliwości fali akustycznej od natężenia prądu spawania fig. 4. dependence of acoustic wave frequency vs welding current zauważono wyraźną zależność pomiędzy zmianami natężenia prądu i zmianami zachodzącymi w fali akustycznej emitowanej podczas procesu. tłumaczyć to można zmianą częstości przeskoku łuku pomiędzy elektrodą a materiałem podstawowym oraz ilości kropel ciekłego metalu transferowanych do jeziorka ciekłego metalu. badaną korelację postanowiono opisać matematycznie oraz oszacować dokładność tego opisu. w tym celu wycięto fragment nagrania, a mianowicie zakres czasu, w którym nastąpił tylko wzrost wartości natężenia prądu (od 1 do 9 sekundy), tak aby uniknąć czasu dojazdu robota oraz chwili zajarzenia łuku [5]. w rezultacie wykonania obliczeń oraz przetwarzania cyfrowego sygnału uzyskano charakterystyki zależności natężenia prądu od wartości częstotliwości badanej fali akustycznej dla dwóch różnych mikrofonów. różnice między nimi są niewielkie, więc przedstawiony zostanie tylko jeden wykres dla mikrofonu o charakterystyce pojemnościowej (rys. 4) ze względu na szersze pasmo przenoszenia [11]. sygnał filtrowano, ponieważ powyżej 500 hz pojawiały się niepożądane szumy, a zakres potrzebny do analizy nie wykraczał ponad tę wartość. jak można zauważyć dokładność przybliżenia liniowego (współczynnik determinacji „r2”) jest bardzo wysoka [12]. dokonując pomiaru można w prosty sposób obliczyć natężenie prądu spawania w każdej chwili trwania procesu. potwierdzeniem tego jest rysunek 5, który powstał w wyniku wykonania szeregu obliczeń na próbce nagrania dla para metrów referencyjnych. niebieskie punkty oznaczają chwilową wartość natężenia prądu. program „rozpoznał” wartości prądu spawania. niektóre punkty zostały przez program nierozpoznane, więc domyślnie przypisano im wartość zero. ostatni punkt oznacza bardzo gwałtowny spadek natężenia prądu towarzyszący zakończeniu procesu. rys. 5. przebieg wartości natężenia prądu w czasie dla próbki z parametrami referencyjnymi fig. 5. welding current values in time for sample with reference parameters a) b) c) y1=0,752•x1+12,522 pierwsza harmoniczna druga harmoniczna r12=0,9887 r22=0,9981 y2=0,388•x2+14,371 n at ęż en ie p rą du [a ] częstotliwość [hz] n at ęż en ie p rą du [a ] czas [s] c zę st ot liw oś ć [h z] czas [s] 56 przegląd  spawalnictwa vol. 89 8/2017 literatura [1] węglowski m.: wykorzystanie promieniowania emitowanego przez łuk elektryczny do monitorowania procesu spawania metoda tig, rozprawa doktorska, akademia górniczo-hutnicza w krakowie, 2010. [2] luksa k.: porównanie sygnałów rejestrowanych w obwodzie łuku spawalniczego i sygnałów dźwiękowych łuku metody gma, przegląd spawalnictwa, vol. 74, (8-10), s. 66-69, 2002. [3] honczarenko j.: roboty przemysłowe, warszawa, wnt, 2004. [4] klimpel a.: podręcznik spawalnictwa. t.1, technologie spawania i cięcia, gliwice, wydawnictwo politechniki śląskiej, 2013. [5] pluta m.: badania jakości zrobotyzowanego spawania poprzez analizę fali akustycznej emitowanej w procesie, praca dyplomowa, politechnika wrocławska, 2017. podsumowanie  przeprowadzone doświadczenia wykazały, że zagadnienia analizy fali akustycznej emitowanej podczas procesu spawania są bardzo rozbudowane i nietypowe. badając niektóre parametry spawania w sposób klarowny można było zdefiniować i opisać związki zachodzące między rozpatrywanymi zjawiskami. w innych było to niemożliwe z powodu mało znaczących różnic między badanymi próbkami sygnałów. ponadto postawiono tezę, że może istnieć całkowity brak zależności między zmianami wartości parametru spawania a zmianami ciśnienia akustycznego zachodzącymi podczas procesu. jednak jest to tylko częściowe zobrazowanie problemu, całość wymaga zbadania wielu innych parametrów takich jak wpływ zmian napięcia łuku, pochylenia uchwytu etc. z całą pewnością można ograniczyć zastosowanie tych zagadnień do działań czysto laboratoryjnych oraz diagnostycznych. użycie czujnika pomiarowego w postaci mikrofonu w środowisku przemysłowym jest problematyczne, z powodu zbyt dużej wrażliwości na hałas zewnętrzny, pomimo relatywnie wysokiego poziomu natężenia dźwięku generowanego przez źródło. obecność np. tokarki, układów hydraulicznych czy silników elektrycznych wprowadza zbyt silne zakłócenia uniemożliwiając prawidłową analizę. powyższe problemy traktując jako zagadnienie czysto teoretyczne mogą wspomóc opis i interpretację zjawisk zachodzących podczas procesu spawania. patrząc od strony praktycznej istnieje możliwość stworzenia układu diagnozującego proces, jak i urządzenie spawalnicze w ściśle określonym zakresie i trybie pracy. natężenie prądu spawania  – prąd standardowy po wykonaniu prób z wykorzystaniem prądu stałego w trybie bez pulsacji można zauważyć brak dominującej częstotliwości, widmo jest spłaszczone, wyglądem przypomina szum. natomiast kształt charakterystyk dla każdej wartości prądu jest niemal identyczny. spektrogram próby o charakterze dynamicznym potwierdza powyższe wnioski. podczas płynnej zmiany wartości natężenia prądu nie odnotowano dużych zmian, oprócz rosnącej amplitudy sygnału na przestrzeni całego widma (rys. 6). [6] pilarczyk j. (red.): poradnik inżyniera – spawalnictwo, t.1., warszawa, wnt, 2003. [7] pilarczyk j. (red.): poradnik inżyniera – spawalnictwo, t.2., warszawa, wnt, 2005. [8] szabatin j.: podstawy teorii sygnałów, warszawa, wkił, 2003. [9] koronacki j., mielniczuk j.: statystyka dla studentów kierunków technicznych i przyrodniczych, warszawa, wnt, 2006. [10] kirpluk m.: podstawy akustyki, warszawa, ntlmk, 2012. [11] sztekmiler k.: podstawy nagłośnienia i realizacji nagrań. podręcznik dla akustyków, warszawa, wkił, 2011. [12] klonecki w.: elementy statystyki dla inżynierów, wrocław, oficyna wydawnicza politechniki wrocławskiej, 1996. prędkość spawania w przypadku analizy próbek wykonanych z różnymi prędkościami spawania stwierdzono, że przebiegi fali akustycznej niemal nie różniły się od siebie. wzmocnienie częstotliwości podstawowych i harmonicznych pozostawało na podobnych poziomach. dodatkowa próba polegała na stworzeniu programu, podczas wykonywania którego zwiększano prędkość przesuwu uchwytu względem materiału spawanego od wartości vmin=30 cm/min do vmax=100 cm/min. spektrogram fali akustycznej wyemitowanej podczas tego przejścia jest jednostajny. wzmocnienie częstotliwości w zakresie całego widma jest w przybliżeniu stałe, nie zmienia się również kształt przebiegu. w impulsowym trybie pracy nie stwierdzono zależności między prędkością spawania a zmianami zachodzącymi w fali akustycznej emitowanej w procesie. na podstawie rys. 6. spektrogram sygnału dla próby o płynnej zmianie natężenia prądu (prąd standardowy) fig. 6. signal spectrum for sample smooth current change (standard current) powyższych badań można sformułować tezę, że nie istnieje zależność między wyżej opisanymi zjawiskami [5]. nieco inaczej prezentują się wyniki dla napoin wykonanych za pomocą trybu standardowego. we wszystkich próbach zauważa się różnice we wzmocnieniu całego widma lecz, kształt przebiegu charakterystyk jest taki sam. efektem tego jest wrażenie różnego poziomu głośności każdej kolejnej próbki, lecz „barwa” dźwięku spawania pozostaje niezmienna. spektrogram ostatniej próbki dla płynnego zwiększania prędkości jest jednostajny. dla pierwszych kilku sekund wartości amplitud sygnału są relatywnie wysokie, po czym łagodnie maleją aż do zakończenia próby. poszukiwanie zależności dla tego trybu pracy i parametru stanowi interesujący problem do rozwiązania w przyszłości. proponuje się wykonanie dodatkowych testów, w których analiza będzie dotyczyć także przebiegów czasowych. wskazane jest użycie dokładniejszej aparatury pomiarowej (np. przetworniki o lepszej jakości oraz czujniki drgań). c zę st ot liw oś ć [h z] czas [s] ps 01 2017 www.pdf 35przegląd  spawalnictwa vol. 89 1/2017 zrobotyzowane drukowanie 3d części maszyn   metodami spawalniczymi robotized 3d printing of the machines parts with welding methods dr inż. paweł cegielski; inż. aleksandra skublewska; inż. paweł gawroński; inż. mateusz ostrysz; inż. michał dylewski;   inż. mateusz gajowniczek – politechnika warszawska. autor korespondencyjny/corresponding author: pcegiels@wip.pw.edu.pl streszczenie dotychczas praktykowana odbudowa zużytych części maszyn metodami spawalniczymi, głównie przez napawanie łukowe i natryskiwanie cieplne, pozwalała na przywrócenie im nominalnych kształtów i wymiarów, a także pozostałych parametrów oraz właściwości użytkowych. intensywnie rozwijające się metody przyrostowe druku 3d pozwalają na budowę modeli i funkcjonalnych prototypów, w tym także części maszyn. w artykule przedstawiono autorskie prace zmierzające do zastosowania zrobotyzowanego napawania łukowego mig/mag w odmianie niskoenergetycznej cmt do budowy metalowych modeli 3d. słowa  kluczowe: napawanie; drukowanie 3d; napawanie łukowe abstract hitherto practiced reconstruction of worn parts of machines using welding methods, mostly by arc welding and thermal spraying, allowed to restore the nominal shapes and dimensions, as well as other parameters and features. intense development of 3d printing methods allow to build models and functional prototypes, including machine parts. the article shows own works which aim to use robotised arc welding mig/mag with a variation of low energy cmt to build 3d metal models keywords: 3d printing; pad welding; arc welding >>> wstęp terminem drukowania bądź modelowania 3d określa się zbiór metod służących do precyzyjnego i powtarzalnego wytwarzania elementów w oparciu o techniki przyrostowe (addytywne) [16,17], polegające na wielokrotnym nakładaniu warstw w celu osiągnięcia zakładanego kształtu i wymiarów. pierwsze, współczesne metody druku 3d zaczęto stosować w latach osiemdziesiątych ubiegłego stulecia, a obecnie podlegają one niezwykle intensywnemu rozwojowi. w odróżnieniu od konwencjonalnych metod produkcyjnych, zastosowanie druku 3d umożliwiło znaczne skrócenie procesu opracowania i wykonania modelu, prototypu, a nawet finalnego wyrobu, oraz ich łatwiejszą modyfikację (rys. 1). można wskazać kilka głównych obszarów zastosowania przyrostowego druku 3d [16]: – szybkie modelowanie (ang. rapid modeling) szybkie wytwarzanie obiektów, zwykle mniej dokładnych i wytrzymałych w porównaniu do uzyskanych technikami tradycyjnymi, mogących pełnić funkcję modeli poglądowych, reklamowych, badawczych itp. – szybkie prototypowanie (ang. rapid prototyping) wytwarzanie prototypów w możliwie najlepszy sposób naśladujących rzeczywisty obiekt, np. na potrzeby badań nowego wyrobu. paweł cegielski, aleksandra skublewska, paweł gawroński, mateusz ostrysz, michał dylewski, mateusz gajowniczek przeglad welding technology review   a )   b) rys. 1. proces produkcji wyrobu, a) podejście tradycyjne, b) z wykorzystaniem metod rapid prototyping [13] fig.  1.  the manufacturing process of the product, a) traditional approach, b) using rapid prototyping methods – szybkie wytwarzanie (ang. rapid manufacturing) wytwarzanie w pełni funkcjonalnych obiektów, zarówno nowych urządzeń, jak i nietypowych części zamiennych, także na potrzeby medyczne (implanty dentystyczne). – szybkie wytwarzanie narzędzi (ang. rapid tooling) wytwarzanie w pełni funkcjonalnych narzędzi, za pomocą których można wykonać nowe produkty, także w sposób konwencjonalny. 36 przegląd  spawalnictwa vol. 89 1/2017 dzięki modelowaniu 3d można wytwarzać przedmioty o często bardzo złożonych kształtach zewnętrznych i wewnętrznych, których wykonanie innymi metodami jest kłopotliwe, drogie, a nawet niemożliwe. szczególnie pożądany wydaje się rozwój tanich i wydajnych technik druku 3d elementów metalowych, konkurencyjnych zwłaszcza dla tradycyjnych obróbek skrawaniem. w roku 2015 amerykańska federalna administracja lotnictwa po raz pierwszy dopuściła do użytku w silnikach produkowanych dla boeinga część metalową wytworzoną w technologii druku 3d [14]. wytwarzanie addytywne (druk 3d) stało się, obok robotyzacji, nowych materiałów i czujników oraz zbierania i raportowania danych „w chmurze”, jednym z głównych filarów nowoczesnej, tzw. inteligentnej fabryki (ang. smart factory), rozwijanej w ramach idei przemysłu 4.0 [8]. odmiany drukowania 3d ogół technik modelowania 3d obejmuje kilkadziesiąt metod formowania obiektów bezpośrednio z ciała stałego, a także z proszku, fazy ciekłej i gazowej [16]. typowe, także domowe drukarki 3d, pozwalają na uzyskiwanie modeli z tworzyw sztucznych, a budowane w ten sposób przedmioty, w odniesieniu do części maszyn, mają najczęściej charakter jedynie poglądowy. w pełni funkcjonalne „wydruki” metalowe wymagają specjalnych, zaawansowanych metod wytwarzania, pociągających za sobą najwyższe nakłady. wśród nich wskazać można metody komercyjne o charakterze spawalniczym, w tym m.in. [7,9,16]: – ebm (ang. electron beam melting) – topienie metalowych proszków za pomocą wiązki elektronowej. – sls (ang. selective laser sintering) – selektywne spiekanie laserowe proszków, najczęściej z tworzyw sztucznych (poliamidów) i metali. – lens (ang. laser engineering net shaping) – wytwarzania elementów z materiałów sproszkowanych poprzez ich miejscowe nanoszenie i spiekanie wiązką lasera. w przeciwieństwie do metody sls/slm proszek nie jest rozprowadzany w całej komorze roboczej, lecz dostarczany w ściśle określone miejsce. dzięki temu metoda lens pozwala także na miejscową naprawę (regenerację) istniejących części maszyn. – slm (ang. selective laser melting) – selektywne stapianie proszków za pomocą wiązki laserowej. lasery stosowane w metodzie slm muszą mieć większą moc niż w sls (w slm materiał sproszkowany ulega pełnemu przetopieniu, dzięki temu wytworzone elementy nie mają porów). – dmls (ang. direct metal laser sintering) jest to unikalna nazwa metody slm zastrzeżona przez niemiecką firmę electro optical systems. – lc (ang. laser cladding) – połączenie nawarstwiania sproszkowanego metalu topionego wiązką lasera i frezowania. po zakończeniu nakładania kolejnej warstwy jej powierzchnia jest frezowana w celu usunięcia nierówności i niedokładności. – natryskiwanie cieplne, jako metoda uzupełniająca inny proces modelowania 3d. – natryskiwanie cieplne, jako metoda wytwarzania modeli 3d strumień gazu pod wysokim ciśnieniem oddziałuje w sposób ciągły na strumień stopionego metalu, a powstałe kropelki są „rzucane” na model, tworząc gęstą powłokę nadającą kształt końcowy części. szybkie modelowanie, prototypowanie i wytwarzanie może, obok technik przyrostowych, wykorzystywać także metody ubytkowe, polegające na wytworzeniu obiektów z tworzyw konstrukcyjnych i stopów metali przez frezowanie na obrabiarkach cnc oraz z wykorzystaniem robotów przemysłowych zaopatrzonych w głowice frezujące. zastosowanie napawania łukowego   do drukowania 3d spawalnicze, głównie laserowe techniki drukowania 3d oferują zwykle dokładne modele wysokiej jakości, lecz bazują jednak na niezwykle kosztownym sprzęcie i materiałach. jest to często okupione także długim czasem powstawania wydruków. z drugiej strony, od wielu lat dla wytworzenia nowego wyrobu o zmodyfikowanych właściwościach warstwy wierzchniej, a także w celach naprawczych i odtworzeniowych, znajdują zastosowanie znacznie prostsze i tańsze metody napawania, w tym bazujące na urządzeniach do spawania łukowego elektrodą topliwą w osłonie gazowej mig/mag (od ang. metal inert gas/metal active gas). napawanie łukowe jest procesem nakładania na powierzchnie metalowe stopiwa uzyskanego z topliwej elektrody, wymieszanego z nadtopioną warstwą wierzchnią materiału rodzimego. metalurgiczne związanie warstwy napawanej z podłożem zapewnia wysokie walory użytkowe tak wykonywanych powłok [10÷12]. na zużyte powierzchnie nanoszona jest warstwa stopiwa w celu przywrócenia im nominalnych wymiarów i kształtu, przy zapewnieniu odpowiedniej jakości, dokładności wymiarowej i właściwości eksploatacyjnych. proces napawania łukowego może być zastosowany do naprawy uszkodzeń i ubytków na powierzchniach płaskich, obrotowych, o kształtach złożonych i w otworach, będących skutkiem ścierania, odłamania czy wyrwania fragmentu materiału. o szerokim zastosowaniu i popularności napawania regeneracyjnego metodami mig/mag zadecydowały: rozpowszechnienie i dostępność urządzeń spawalniczych i materiałów dodatkowych, ich różnorodność (w tym drutów pełnych i proszkowych), duża operatywność procesu, wysoka wydajność i niskie koszty. wyjątkowo korzystne efekty uzyskuje się przy mechanizacji i automatyzacji, w tym robotyzacji napawania [11,15]. wielowarstwowe napawanie łukowe w celach regeneracyjnych wykazuje pewne podobieństwo do przyrostowego drukowania 3d. o takim zastosowaniu napawania łukowego mig/mag mogły zadecydować takie właściwości jak m.in. [1,2]: – dostępność i niski koszt maszyn oraz materiałów dodatkowych, w tym nowe metody niskoenergetyczne, wprowadzające ograniczoną ilość ciepła przy często znacznie lepszej kontroli i stabilności procesu, np. cmt (ang. cold metal transfer, fronius), – łatwość sterowania procesem analogicznie do spawania mig/mag – źródła inwertorowe ze sterowaniem synergicznym, – łatwość robotyzacji, kluczowa z uwagi na długotrwałe wytwarzanie złożonych form przestrzennych, – powszechność stosowania do miejscowych napraw na powierzchniach części maszyn, – wysoka wydajność stapiania, mogąca się przełożyć na krótki czas budowania modeli 3d. z drugiej strony, należy brać pod uwagę liczne obawy i ograniczenia napawania łukowego mig/mag, mogące negatywnie wpływać na budowę złożonych modeli 3d, w tym [1,2]: – duża ilość ciepła, rosnąca w miarę postępowania procesu, mogącego wymagać kilkudziesięciu i więcej warstw, – nieliniowy przyrost wysokości, deformacje i zapadanie się wydruku pod wpływem ciepła wprowadzanego do kolejnych warstw, – niekorzystna struktura i właściwości mechaniczne będące skutkiem wielokrotnego i długotrwałego cyklu cieplnego, – konwencjonalne metody napawania łukowego mig/mag pozwolą przede wszystkim na budowę modeli grubościennych i masywnych, – mała dokładność i nieregularna powierzchnia ścian mo37przegląd  spawalnictwa vol. 89 1/2017 delowanych obiektów, na poziomie odlewów czy odkuwek, wymagająca końcowej obróbki wykańczającej, – mała dokładność, nieliniowość przyrostu i deformacje mogą stanowić istotne utrudnienie w całkowicie automatycznym przetworzeniu projektu graficznego cad do postaci programu sterującego robotem, – prawdopodobna konieczność stosowania dodatkowych czujników, np. temperatury (przerywanie procesu pomiędzy grupami warstw na czas częściowego wystudzenia) czy położenia (do oceny rzeczywistego przyrostu nakładanych warstw oraz ogólnie – rozmiarów budowanego modelu). pomimo licznych obaw i ograniczeń, od lat można było obserwować przejawy aktywności środowisk naukowych i inżynierskich dotyczących przyrostowego tworzenia obiektów 3d w oparciu o napawanie łukowe mig/mag. w roku 1992 dickens, pridham, cobb i gibson z uniwersytetu nottingham opublikowali „rapid prototyping using 3-d welding”, prezentując idee wykorzystania wielowarstwowego napawania łukowego w celu budowania skomplikowanych, metalowych modeli przestrzennych [3,4]. pierwsze części wytwarzane na zrobotyzowanym stanowisku miały charakter pionowych ścian i prostopadłościennych pudełek. kolejnym etapem było wytwarzanie ścian skośnych o różnym stopniu nachylenia. jednym z elementów docelowych był model termostatu dla samochodu marki ford, który w warunkach produkcyjnych był odlewany. dla uzyskania tak złożonej formy pochylano płytę bazową tak, aby kolejne warstwy zawsze przyrastały w kierunku pionowym. szczegółowo analizowano wpływ szeregu parametrów napawania na budowane modele (tabl. i). badania nie wykazały żadnych ubytków i wgłębień, nie stwierdzono także utleniania pomiędzy sąsiadującymi warstwami. zauważono jednak niedoskonałości metody [3,4]: – ciepło podczas układania kolejnych warstw może powodować powtórne przetopienie spoiny, w tym ich częściowe zniekształcenie, a nawet załamanie się całej struktury; konieczne jest okresowe zatrzymywanie procesu lub dodatkowe chłodzenie modelu, – niedokładność parametrów spawania i pozycjonowania robota może powodować narastające błędy, np. nadmierne zbliżanie lub oddalanie się uchwytu elektrodowego; konieczne jest zastosowanie czujników aktualizujących położenie robota względem modelu itp., – warstwy nie mogą utworzyć gładkiej powierzchni, mogą wystąpić lokalne szczeliny, – maksymalna uzyskana dokładność wynosiła ok. ± 0,5 mm, a oczekuje się dokładności na poziomie ± 0,2 mm. wskazano następujące obszary zastosowania tego typu procesu drukowania 3d [3,4]: – pojedyncze części lub małe partie produkowane bez specjalistycznego oprzyrządowania, – narzędzia do produkcji innych części. pomimo szeregu zalet napawania łukowego oraz szerokiej dostępności coraz doskonalszych urządzeń, tylko niewielka liczba publikacji świadczy o jego wykorzystaniu do przyrostowego wytwarzania obiektów 3d. obserwując czasopisma techniczne, publikacje naukowe oraz portale internetowe można natrafić na omówienia aplikacji oznaczanych nowym terminem waam (ang. wire + arc additive manufacturing) czy komercyjnym amltec™ (ang. additive metal layering technologies), zastrzeżonym dla firmy aml technologies z usa. w rzeczywistości mowa tu o wielowarstwowym, precyzyjnie sterowanym napawaniu łukowym metodami mig/mag oraz tig (z dodawanym, zwykle tzw. gorącym spoiwem). metody waam nakierowane są na budowę modeli ze stopów tytanu, niklu, stali czy aluminium, na potrzeby przemysłu ciężkiego, lotniczego i astronautycznego, samochodowego, morskiego, wydobywczego, obronności, energetyki jądrowej czy medycyny. zwraca się uwagę na znaczną redukcję czasu i materiałów, możliwość wytwarzania z różnych stopów metali oraz łatwość robotyzacji procesu [17]. założenia techniczne i technologiczne  eksperymentów omawiane prace miały charakter wstępnego rozpoznania możliwości drukowania 3d w oparciu o zrobotyzowane napawanie łukowe mig/mag. przyjęto następujące założenia techniczne i technologiczne: – robotyzacja procesu z ręcznym programowaniem trajektorii, głównie poprzez wielokrotne powtórzenie zadanego konturu (rys. 2), – modele wielowarstwowe – wielokrotne nakładanie warstw stopionego metalu z przyrostem w kierunku pionowym, poziomym lub skośnie), – modele jednościegowe – ściana tworzona z pojedynczego, wielowarstwowego ściegu, – ruch roboczy robota (kontury prostoliniowe) lub równoczesny ruch robota i obrotowego stołu pozycjonera (kontury kołowe), tablica i. wpływ wybranych parametrów procesu na geometrię modeli 3d (fragment) [3,4] table i. the impact of the selected process parameters on the geometry of 3d models (fragment) wzrost wartości wpływ na mierzoną wartość szerokość ściegu wysokość ściegu napięcie łuku szybkość   podawania drutu wolne   wysunięcie drutu średnica drutu średnica drutu ↑ ↑ ↑ ↑ ↑ ↑ ↑ ↑ ↑ ↑ rys.  2.  stanowisko laboratoryjne ze zmodernizowanym robotem spawalniczym irp-6 i jednoosiowym pozycjonerem (zap robotyka) oraz źródłem tps 2700 cmt (fronius) fig. 2. laboratory workstation with a modernized welding robot irp6, uniaxial positioner (robotics) and tps 2700 cmt (fronius) 38 przegląd  spawalnictwa vol. 89 1/2017 – napawanie metodą mig/mag w odmianie niskoenergetycznej cmt (fronius), – wykorzystanie zaawansowanych trybów sterowania przebiegiem zasilającym łuk spawalniczy, uwzględniających zmodyfikowaną fazę startową i końcową cyklu (stopniowe narastanie lub opadanie prądu na początku i końcu napoiny), – okresowe przerywanie procesu ze studzeniem modelu do ustalonej doświadczalnie temperatury (kontrola pirometryczna), – kontrola przyrostu modelu wykonywana ręcznie suwmiarką cyfrową. komunikacja źródło – robot realizowana była poprzez interfejs cyfrowy rob 3000 (fronius) wspomagany wbudowaną procedurą spawalniczą robota irp-6 oraz zdalnym sterownikiem rcu 5000i (fronius). kontrolę temperatury między warstwami napoin prowadzono pirometrem elcometer 0020. z uwagi na wstępny charakter badań oraz ograniczenia samego robota, poszczególne modele programowano bezpośrednio na stanowisku, bez pośrednictwa systemów cad/cam. z drugiej strony, możliwe było szybkie wprowadzanie korekt, zarówno parametrów technologicznych, jak i trajektorii ruchu robota, w tym modyfikacja ostatecznej formy modeli. programowaniem objęto zarówno ruch robota i pozycjonera, jak i pracę spawalniczego źródła zasilającego łuk, w tym zadawanie parametrów pod postacią zaprogramowanych „jobów”, uzupełnionych o specjalne nastawy źródła tps 2700 cmt, dostępne podczas stosowania interfejsu komunikującego z robotem (rys. 3). programowaniem objęto zarówno ruch robota i pozycjonera, jak i pracę spawalniczego źródła zasilającego łuk, w tym zadawanie parametrów pod postacią zaprogramowanych „jobów”, uzupełnionych o specjalne nastawy źródła tps 2700 cmt, dostępne podczas stosowania interfejsu komunikującego z robotem (rys. 3), gdzie: 1 – gaz osłonowy przed zajarzeniem łuku, 2 – prąd w początkowej fazie spawania, 3 – dynamik przejścia pomiędzy poziomami prądu (ang. slope), 4 – zadany prąd spawania, 5 – prąd w końcowej fazie spawania, 6 – gaz osłonowy po spawaniu. 1 – gaz osłonowy – przed zajarzeniem łuku 2 – prąd w początkowej fazie spawania 3 – dynamik przejścia pomiędzy poziomami prądu (ang. slope) 4 – zadany prąd spawania 5 – prąd w końcowej fazie spawania 6 – gaz osłonowy – po spawaniu rys. 3. złożony cykl spawania mig/mag z następującymi po sobie fazami wspomagającymi rozpoczęcie i zakończenie procesu spawania, z zaznaczonymi kierunkami ich edycji. fig. 3. complex series of mig / mag welding with successive phases of supporting start and end of the welding process, with marked directions of their editing. modele podstawowe początkowe działania wiązały się z tworzeniem prostych form geometrycznych – pionowej ściany (płaskiej i narożnej) oraz walca tak, aby móc ustalić wyjściowe parametry technologiczne oraz ogólne zasady programowana robota i spawalniczego źródła. już podczas wstępnych prób zrezygnowano z klasycznych odmian metody mig/mag (z pulsacją i bez) na rzecz procesu niskoenergetycznego cmt. charakteryzowała go najwyższa stabilność, niemal całkowity brak rozprysku oraz widocznie mniejsza ilość ciepła wprowadzanego do modelu. ponadto, możliwe stało się budowanie modeli precyzyjnych, gdzie grubość ścianki spadała nawet do 2 mm. podczas wytwarzania płaskiej ściany nakładano na siebie kolejne napoiny o długości ok. 50 mm z każdorazowym, korekcyjnym podniesieniem uchwytu elektrodowego w kierunku pionowym. walec o średnicy ok. 30 mm uzyskano z równoczesnego obrotu stołu pozycjonera i korekcyjnego podnoszenia uchwytu elektrodowego. w obydwu przypadkach napawano w pozycji podolnej z pionową orientacją uchwytu elektrodowego. na tym etapie pojawiły się istotne problemy związane z nakładaniem kolejnych warstw. jednym z nich było nagłe „zapadanie” się (obniżanie profilu) napoiny po przebyciu przez łuk pierwszych 6 do 12 mm. zjawisko to ujawniało się powyżej trzeciej warstwy i pogłębiało w miarę dodawania kolejnych. problem dotyczył zarówno profilu prostoliniowego, jak i walca. ponadto, na końcu modelu płaskiej ściany obserwowano jego deformację – postępujące zaokrąglanie (rys. 4 i 5). rozwiązaniem obydwu problemów było m.in. podzielenie konturu pojedynczej warstwy na szereg odcinków, wewnątrz których manipulowano prędkością ruchu robota oraz fazami złożonego cyklu spawania dostępnymi w źródle tps 2700 cmt (rys. 3), w tym: wielkością prądu początkowego (w zakresie 60÷100%) i końcowego (100÷140%), czasami trwania obydwu faz (0÷1 s) oraz dynamiką przejścia pomiędzy fazami (funkcja slope, nastawiana w zakresie 0÷1 s). końcowym efektem było uzyskanie zadowalającej geometrii ścian oraz walców, chociaż wyraźny wzrost wysokości i pogrubienie w miejscu zmiany kierunku napawania dla modelu ściany narożnej wymagały dalszych korekt i doświadczeń (rys. 6).   a )   b ) rys. 4. problemy ujawnione podczas pierwszych prób modelowania ściany: a) po 3 warstwach, b) po 8 warstwach [18] fig.  4. problems revealed during the first attempts of modeling of the wall: a) after 3 layers, b) after 8 layers rys. 5. problemy ujawnione podczas pierwszych prób modelowania walca [5] fig.  5. problems revealed during the first attempts of modeling of the cylinder 39przegląd  spawalnictwa vol. 89 1/2017   a )   b ) rys. 6.  pierwsze udane modele uzyskane przez nałożenie ok. 30 warstw: a) ściana narożna [2], b) walec [5] fig. 6. the first successful models obtained by applying approx. 30 layers: a) a wall corner [2], b) the cylinder [5] model pudełka kolejny projekt obejmował wykonanie modelu o zamkniętym profilu w postaci otwartego od góry „pudełka” o wymiarach zewnętrznych 28 x 50 mm, średniej grubości ścianki 2,5 mm i wysokości od 20 do 30 warstw. z uwagi na prostą formę modelu, uzyskano go poprzez wielokrotne napawanie prostokątnego profilu z każdorazowym podniesieniem korekcyjnym uchwyt elektrodowego. zaprogramowano ruch względny robota z zadaną liczbą powtórzeń odpowiadających liczbie warstw modelu (rys. 7a i 7c). zamknięty kontur złożony z prostoliniowych odcinków wymagał jednak opracowania skutecznej metody dla uzyskania niepogrubionych narożników oraz niezniekształconego zamknięcia kolejnych warstw. z powodzeniem zastosowano tu wcześniejsze doświadczenia z podziałem pojedynczej warstwy na fragmenty o zmodyfikowanych parametrach, zarówno ruchu (prędkości napawania), jak i cyklu energetycznego łuku (rys. 3). ostatnim akcentem było wykonanie uchylonego wieczka (rys. 6d), uzyskanego ze skośnego ustawienia uchwytu elektrodowego (oś elektrody pokrywała się z kierunkiem przyrostu pokrywy).   a )   b )   c )   d) rys. 7. proces budowy modelu w formie pudełka: a) podkład zamocowany w przyrządzie, b) prawidłowo wykonany model podstawowy, c) proces budowania modelu złożonego z kolejno nakładanych profili, d) gotowy model z uchyloną pokrywą [2] fig.  7. the process of building the model in the form of a box: a) a primer mounted in the instrument, b) properly made base model, c) the process of building a model consisting of successively superimposed profiles, d) ready model with lid ajar [2] model piasty projekt wykonana piasty miał na celu wytworzenie złożonej części o charakterze użytkowym, uzyskanej w sposób alternatywny do konwencjonalnych technik wytwarzania. obejmował on dwa etapy: – wytworzenie walcowej podstawy o średnicy ok. 30 mm, wysokości 40 mm i grubości ścianki ok. 4 mm (analogicznie do wcześniej omawianego walca, rys. 5 i 6b), – dobudowanie kołnierza montażowego piasty o średnicy zewnętrznej ok. 60 mm i grubości ścianki ok. 3 mm, położonego na wysokości 25 mm. każdorazowo programowano ruch obrotowy stołu pozycjonera z korekcyjnym odsuwaniem uchwytu elektrodowego – pionowo dla walca oraz poziomo dla kołnierza (rys. 8). rys. 8. proces tworzenia kołnierza piasty z poziomym odsuwaniem uchwytu elektrodowego fig. 8. the process of creating a hub flange with horizontal postponing of the electrode holder pierwsze próby wykazały znaczne nagrzewanie się walca (złożonego z 30 do 36 warstw) oraz towarzyszące temu stopniowe zapadanie się metalu do jego wnętrza. uzyskanie tak wysokiego elementu o poprawnej geometrii wiązało się z wprowadzeniem kontroli temperatury i studzeniem pomiędzy grupami warstw. po wykonaniu cyklu trzech warstw proces zatrzymywano aż do ostygnięcia modelu do temperatury 80÷140 °c (zależnie od wariantu), kontrolowanej ręcznym pirometrem. również w przypadku kołnierza proces przerywano po każdych trzech warstwach, przy ich łącznej liczbie 18 [5].   a )   b )   c) rys. 9. piasta wytworzona poprzez napawanie łukowe mag cmt: a) surowy model z płytką bazową, piasta po obróbce wykańczającej, c) piasta częściowo obrobiona [5] fig. 9. the hub generated by the arc welding mag cmt: a) the stark model with base plate, the hub after finishing, c) partially machined hub [5] po wykonaniu każdego cyklu trzech warstw kontrolowano, oprócz temperatury, także geometrię modelu (rys. 10), w tym średnią wysokość walca (h) i grubość jego ścianki (s) oraz średni przyrost szerokości kołnierza (p) i grubość jego ścianki (g). pomiarów dokonywano ręcznie suwmiarką cyfrową, powtarzając pomiar w wielu miejscach na obwodzie walca i kołnierza. wytworzone modele charakteryzowały się dobrą powtarzalnością wymiarową (średnio ±0,5 mm), a stan powierzchni nie odbiegał od standardowych wyrobów odlewanych czy kutych (rys. 9a). pomimo wcześniejszych obaw, stwierdzono niemal liniowy przyrost wysokości walca oraz szerokości kołnierza, przy tylko nieznacznie zmieniających się grubościach obydwu elementów (rys. 10). 40 przegląd  spawalnictwa vol. 89 1/2017   a )   b) rys. 10. geometria modelu piasty (próba nr 13): a) walec (36 warstw w 12 cyklach), b) kołnierz (18 warstw w 6 cyklach) [5] fig. 10. geometric hub model (sample no. 13): a) a cylinder (36 layers of 12 cycles), b) a flange (18 layers 6 cycles) [5] na zakończenie przeprowadzono częściową obróbkę wykańczającą przez toczenie (rys. 9b-c). po zakończeniu badań wizualnych kilka modeli wytypowano do badań metalograficznych. mechanicznie wycięto elementy walca i kołnierza tak, aby uzyskać obraz wpływu kolejnych warstw walca i kołnierza na strukturę modelu. pobrane próbki wyszlifowano i wypolerowano, następnie trawino nitalem przez około 30 s. uzyskane zgłady metalograficzne obserwowano na mikroskopie optycznym z cyfrową rejestracją obrazu (rys. 11-13). badania makroskopowe (rys. 11) wykonane w powiększeniu 10-krotnym pokazują jednorodną strukturę modelu. na zarysie powierzchni zgładu widoczne są niewielkie i rzadko występujące porowatości. widoczne pofalowanie wynika z wytwarzania modelu w cyklach. powierzchnia zgładu jest wolna od pęknięć i pęcherzy podskórnych oraz jam skurczowych. na rysunku 12 widoczne są granice pomiędzy cyklami w postaci baryłkowatości powierzchni, można także zauważyć odbarwienia i przyklejone drobne rozpryski spawalnicze. badania mikroskopowe (rys. 13) ujawniły pozytywny wpływ kolejno dobudowywanych warstw na już wytworzone – odpuszczanie naprężeń spawalniczych oraz rekrystalizację. warstwa wytworzona jako ostatnia miała mikrostrukturę charakterystyczną dla spoiny, natomiast pozostałe ferrytyczno – perlityczną. po obróbce wykańczającej, w wyniku której usuwana jest ostatnia napawana warstwa, pozostaje mikrostruktura charakterystyczna dla stali, pozytywnie wpływając na właściwości użytkowe całego modelu. model punktowy zaawansowanym rozwinięciem metody cmt jest m.in. opracowany przez firmę fronius proces cmt print. polega on na w pełni kontrolowanym odrywaniu pojedynczej kropli metalu od elektrody, która w końcowym efekcie tworzy kulkę na powierzchni materiału podstawowego. cykl cieplny składa się z dwu faz: podgrzewania i zapłonu, a następnie chłodzenia i kształtowania. proces ten może zostać porównany bezpośrednio do drukowania. jak pokazały pierwsze doświadczenia, sama metoda jest bardzo stabilna i powtarzalna, pozwalając na precyzyjne rys. 11. obraz obszaru walca i pierścienia piasty przy powiększeniu x10 fig. 11. image of the cylinder area and ring of the hub at 10x magnification rys. 12. makrostruktura powierzchni walcowej piasty przy powiększeniu x10 fig. 12. macrostructure of cylindrical surface of the hub at 10x magnification rys. 13. makrostruktura powierzchni walcowej piasty przy powiększeniu x10 fig. 13. the microstructure of the cylindrical part on the border between the layers at a magnification of x50 41przegląd  spawalnictwa vol. 89 1/2017 położenie jednej kulki na drugiej. teoretycznie, możliwe jest zatem budowanie przestrzennych modeli o bardzo małych rozmiarach. w rzeczywistości łatwa okazała się jedynie budowa słupków złożonych kolejno nakładanych, pojedynczych kropli, zarówno pionowych, jak i skośnych (podążających za odchyloną elektrodą), a także odgałęzionych (rys. 14). na rysunku 15 pokazano strukturę metalograficzną wypreparowaną z jednego ze słupków. przedstawiony obraz metalograficzny potwierdza złożony cykl cieplny towarzyszący procesowi cmt print, widoczne są kolejne warstwy oraz wpływ wielokrotnego cyklu cieplnego oddziałującego na model. niestety, dotychczas nie udało się zbudować modelu w formie wielościegowej, wielowarstwowej ściany. nawet drobne błędy uzyskane w fazie początkowej potęgowały się w kolejnych fazach procesu (rys. 16). rys. 14. efekty pierwszych prac nad drukowaniem 3d w oparciu o proces cmt print. średnica słupków ok. 1 mm [6] fig. 14. the effects of the early work on the 3d printing process based on cmt print. the diameter of the posts approx. 1 mm rys. 15. struktura metalograficzna słupka uzyskanego w procesie cmt print (przy powiększeniu 50 i 200) [6] fig. 15. metallographic structure of the post obtained in the process of cmt print (with magnification of 50 and 200) rys. 16. próba zbudowania ścian przy wykorzystaniu metody cmt print [6] fig. 16. attempt of building walls using cmt print method tablica ii. wybrane obawy i problemy przy modelowaniu 3d przez napawanie łukowe mig/mag cmt i sposoby ich rozwiązania table ii. selected concerns and problems with 3d modelling by arc welding cmt mig/mag and ways to resolve them obawa, problem rozwiązanie duża ilość ciepła wprowadzana do modelu okresowe przerywanie procesu w celu wystudzenia modelu, a następne wznowienie deformacje i zapadanie się modelu problem nie występuje, jeśli wprowadzi się przerwy między grupami warstw nieregularny przyrost warstw przyrost wysokości modelu stabilizuje się w miarę dodawania warstw; mniej regularnie zachowuje się grubość napawanych ścianek stosując napawanie metodami łukowymi otrzymuje się jedynie masywne modele metody niskoenergetyczne, jak cmt, umożliwiają budowę modeli precyzyjnych, cienkościennych, o znacząco ograniczonej ilości ciepła wprowadzanego do modelu mała dokładność i nieregularna powierzchnia modelu wymagana jest obróbka końcowa złożone sterowanie pracą źródła i robota wymaga podejścia zintegrowanego cad/cam podsumowanie w wyniku wstępnych prac nad zastosowaniem napawania łukowego mig/mag w odmianie cmt i cmt print do przyrostowego drukowania 3d zdobyto unikalną wiedzę i doświadczenie, pozwalające na wykonanie szeregu modeli przestrzennych, także o walorach użytkowych (piasta). połączenie procesu napawania niskoenergetycznego cmt z precyzyjnie zaprogramowanym ruchem roboczym robota spawalniczego i pozycjonera oraz złożonym cyklem zasilania łuku spawalniczego daje nadzieję na budowę funkcjonalnych, przestrzennych modeli i prototypów. przewidywane i stwierdzone w trakcie badań obawy i problemy w znacznym stopniu udało się rozwiać lub rozwiązać (tabl. ii). w odniesieniu do metody cmt print spodziewano się możliwości swobodnego „drukowania” złożonych form przestrzennych. niestety, jak dotychczas możliwe było wytworzenie jedynie wielowarstwowych, jednościegowych słupków (prostych, skośnych i odgałęzionych). nie umniejsza to jednak potencjału tej zaawansowanej metody. 42 przegląd  spawalnictwa vol. 89 1/2017 literatura [1] cegielski p. nowe obszary zastosowania napawania łukowego mig/mag przegląd spawalnictwa 6/2016, str. 48-49. [2] cegielski p., skublewska a., gawroński p., ostrysz m., dylewski m., gajowniczek m. zastosowanie napawania łukowego mig/mag do drukowania 3d spajanie 2/2016, str. 22-26. [3] dickens p.m., cobb r., gibson i., and pridham m.s., rapid prototyping using 3d welding, journal of design and manufacturing 3/1993. [4] dickens p.m., pridham m.s., cobb r., gibson i. (1992) rapid prototyping using 3d welding, proceedings of the 3rd symposium solid freedom fabrication, austin, texas, 9/1992, str. 280-290. [5] gajowniczek m. zrobotyzowane modelowanie 3d z wykorzystaniem napawania łukowego metodą cmt mag, praca dyplomowa pod kierunkiem dr inż. pawła cegielskiego, politechnika warszawska 2016. [6] gawroński p. zrobotyzowane modelowanie 3d z wykorzystaniem metody cmt print, praca dyplomowa pod kierunkiem dr inż. pawła cegielskiego, politechnika warszawska 2016. [7] hiemenz j., electron beam melting, advanced materials &. processes 165 (2007). [8] iwański t., gracel j. co przemysł 4.0 oznacza dla automatyków? biuletyn automatyki, astor, 2/2016, str. 15-17. [9] khan m., dickens p. selective laser melting (slm) of gold (au) rapid prototyping journal 18/2012. [10] klimpel a. napawanie i natryskiwanie cieplne wnt warszawa 2000. [11] kolasa a, sarnowski t., cegielski p. regeneration of worn out machine parts surfaces by aut. welding przegląd spawalnictwa 1/2015, str. 50-57. [12] kolasa a. uszkodzenia i naprawy metalowych części maszyn, wydawnictwa politechniki warszawskiej, warszawa 1997. [13] miecielica m. techniki szybkiego prototypowania rapid prototyping. przegląd mechaniczny 02/2010, str. 39-45. [14] poreda r. rexio – zrobotyzowane rozwiązanie do zadań specjalnych biuletyn automatyki, astor, 2/2016, str. 29-31. [15] sarnowski t., cegielski p., kolasa a. stanowisko do automatycznego napawania płyt stalowych, przegląd spawalnictwa 10/2011, str. 12-15. [16] siemiński p., budzik g. techniki przyrostowe. druk 3d. drukarki 3d oficyna wydawnicza politechniki warszawskiej, warszawa 2015. [17] uziel a. looking at large-scale, arc-based additive manufacturing welding journal 4/2016, str. 42-46. [18] żurek k. szybkie prototypowanie z wykorzystaniem napawania łukowego metodą mag, praca przejściowa inżynierska pod kierunkiem dr inż. pawła cegielskiego, politechnika warszawska 2014. w stosunku do innych, spawalniczych metod modelowania 3d, stosując napawanie łukowe mig/mag można spodziewać się nawstępujących, głównych korzyści: – rozmiar modeli ograniczony jest praktycznie tylko zasięgiem ramienia robota, a w przypadku zastosowania dodatkowej osi, np. toru jezdnego, istnieje możliwość wytworzenia bardzo dużych elementów. – krótki czas wytworzenia modeli (opisana piasta wytwarzana była w czasie 60÷90 minut, w zależności od liczby cykli oraz temperatury schładzania pomiędzy nimi). – niskie koszty oraz łatwa dostępność maszyn, oprzyrządowania i materiałów dodatkowych. – wysokie parametry użytkowe modeli. ps 001 2016 www.pdf 104 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 wielomodalne monitorowanie postępu zmian   zmęczeniowych w stalowych elementach konstrukcji multimodal monitoring of damage in steel construction elements during fatigue life dr inż. grzegorz psuj; dr barbara szymanik; dr inż. przemysław łopato; mgr inż. michał herbko; mgr inż. michał maciusowicz   – zachodniopomorski uniwersytet technologiczny w szczecinie, wydział elektryczny, katedra elektrotechniki teoretycznej i informatyki. autor korespondencyjny/corresponding author: gpsuj@zut.edu.pl streszczenie w artykule przedstawiono koncepcję wielomodalnego systemu monitorowania zmian stanu konstrukcji stalowych zachodzących w wyniku oddziaływania obciążenia zmieniającego się w czasie. w celu monitorowania różnych aspektów zmian zachodzących w strukturze materiału w procesie degradacji, zaproponowano dwa podsystemy umożliwiające przeprowadzenie zarówno globalnej, jak i lokalnej oceny stanu materiału. do ogólnej obserwacji wielkości zmian zachodzących w wyniku zmiennych warunków obciążenia, stanu naprężeń i zakresu obszarów odkształceń plastycznych, zastosowano termografię podczerwoną (irt) i metody elektromagnetyczne niskich częstotliwości związane z monitorowaniem procesu magnesowania polem ac (em). natomiast do badania obszarów krytycznych, zagrożonych powstawaniem odkształceń plastycznych w wyniku oddziaływania składowej siły obciążającej stałej w czasie użyto metodę irt przy wsparciu metody mikrofalowej (mw). połączenie tych trzech metod badań nieniszczących ndt daje możliwość uzyskania pełniejszej informacji o stanie badanej struktury. słowa kluczowe: monitorowanie degradacji stali; aktywna termografia podczerwona; czujniki mikropaskowe; pomiary mikrofalowe; metoda szumów barkhausena; metoda magnetyzacji ac abstract in this paper a new approach to state assessment of steel structures under a dynamic load conditions is presented. in order to monitor different aspects of material’s structural changes during fatigue process, two sets of measuring methods allowing both global and local evaluation of the structure are utilized. in order to monitor general changes state under cyclic loading conditions, together with stress level and formation of plastic deformation areas, an infrared thermography (irt) and low frequency range electromagnetic methods related with monitoring of ac magnetization process (em) are used. then for examination of critical plastic deformation area under static loading conditions a irt method with support of microwave (mw) one are applied. the combination of the three methods of ndt (non-destructive testing) techniques allows to obtain a more complete description of the tested structure. keywords: steel degradation monitoring; active infrared thermography; microstrip sensors; microwave measurements; barkhausen noise method; ac magnetization method wstęp proces zniszczenia zmęczeniowego materiału jest obecnie jedną z głównych przyczyn uszkodzeń i awarii mechanicznych występujących w przemyśle [2]. takie uszkodzenia mogą powodować duże straty finansowe, a nawet być przyczyną katastrof skutkujących poważnymi konsekwencjami. dlatego właściwa ocena przebiegu procesu zmęczenia i przewidywanie przyszłego czasu pracy konstrukcji jest jednym z głównych problemów obszaru usług serwisowych grzegorz psuj, barbara szymanik, przemysław łopato, michał herbko, michał maciusowicz i utrzymania ruchu. aby zminimalizować ryzyko wystąpienia niespodziewanych awarii, coraz częściej stalowe elementy konstrukcyjne są poddawane ciągłemu monitorowaniu ich stanu – systemy shm (ang. structural health monitoring), z wykorzystaniem różnych metod ndt. w procesie postępującego zniszczenia materiału można wyróżnić trzy główne fazy [1]: etap zmiany mikrostruktury zakończonej fazą przełomu zmęczeniowego, przeglad welding technology review 105przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 następnie – faza wzrostu obszaru rozwoju pęknięć na powierzchni materiału i ostatecznie zniszczenie materiału. dynamika postępu każdego etapu zależy od wielu czynników związanych ze strukturą materiału, gładkością powierzchni, stanem naprężeń pozostałościowych i poziomem sił obciążających [2]. w warunkach rzeczywistych elementy konstrukcyjne w trakcie eksploatacji są narażone na oddziaływanie zarówno stałych, jak i zmiennych w czasie obciążeń. dlatego podczas oceny degradacji materiału obie te charakterystyki powinny być brane pod uwagę i takie podejście zostanie zastosowane w niniejszym artykule. uwzględniając powyższe wymagania, przedstawiona zostanie koncepcja połączenia możliwości trzech różnych metod pomiarowych do globalnej i lokalnej oceny degradacji konstrukcji stalowych, w wyniku oddziaływań statycznych i cyklicznie zmiennych obciążeń. niedawno uzyskane wyniki zastosowania termografii podczerwonej (irt), a także technik elektromagnetycznych do ciągłej obserwacji zmian stanu zmęczenia [3,14], potwierdziły możliwość wykorzystania obu metod do ogólnej oceny postępów procesu deformacji i zniszczeń zmęczeniowych. jednak ze względu na uwarunkowania praktyczne ich zastosowanie do stałej obserwacji (w przypadku irt) lub monitorowania dużych powierzchni (w przypadku em) jest znacznie ograniczone [3]. dlatego w tym artykule, w celu oszacowania globalnego stanu konstrukcji, monitorowania koncentracji naprężeń i deformacji plastycznych prowadzących do selekcji obszarów krytycznych, zostanie użyta metoda irt wsparta metodami em (obserwacji przebiegu procesu magnesowania polem ac oraz metody szumów barkhausena). ponadto, w krytycznych obszarach, w których może dojść do rozrostu odkształceń, zastosowana zostanie technika mikrofalowa mw. metodyka badań  w celu oszacowania wpływu obu typów sił na przebieg procesu degradacji, eksperymenty przeprowadzono osobno w warunkach obciążenia statycznego i cyklicznie zmiennego. podczas eksperymentów użyto dwóch typów stali konstrukcyjnej: st3s – oznaczenie zgodnie z pn-88 h-84020 (zamiennik s235jrg2 zgodnie z en 10025) i s355j2g3 – oznaczenie zgodne z en10025. kształt zastosowanych próbek z naniesionymi wymiarami i zaznaczanym obszarem pomiarowym (oznaczenie roi) przedstawiono na rysunku 1. w przypadku próbek statycznie obciążanych, do przeprowadzenia lokalnego monitorowania obszaru największych deformacji, materiał nacięto po obu bokach (rys. 1a.), zawężając obszar oddziaływania największych sił. umożliwiło to precyzyjne prowadzenie bieżącej obserwacji wpływu zmian materiałowych na rejestrowane dane. natomiast w przypadku monitorowania zmian zachodzących w trakcie procesu cyklicznie zmiennego użyto próbek o kształcie umożliwiającym uzyskanie bardziej jednorodnego rozkładu przemian materiałowych na większej powierzchni. w ten sposób możliwe było uzyskanie mniejszej dynamiki zmian zmęczeniowych. pierwszą z proponowanych metod badań nieniszczących jest termografia aktywna z zewnętrznym źródłem energii do wymuszenia przepływu ciepła [4,20]. w eksperymencie ze statycznym obciążeniem, źródłem energii było samo obciążenie, któremu poddawana była badana próbka. w eksperymencie z obciążeniem cyklicznie zmiennym wykorzystano wzbudzenie lampami halogenowymi. w przypadku stali poddawanej obciążeniom mechanicznym przepływ ciepła jest generowany poprzez tarcia wewnętrzne, powodujące rozproszenie energii na skutek powstałych naprężeń i sił ściskających. defekty w strukturze wewnętrznej badanego materiału wpływają na proces generowania ciepła. w zależności od rodzaju zachodzącej zmiany temperatura może się obniżać (w wyniku ściskania próbki), rosnąć (gdy próbka się rozciąga) lub pozostawać stała (w momencie pęknięcia). próbkę poddawaną cyklicznie zmiennym obciążeniom mechanicznym analizowano przed i po procesie zmęczeniowym. zadane obciążenie dynamiczne wywołało zmiany w strukturze mikrokrystalicznej stali, widoczne jako zimniejsze lub przegrzane miejsca w czasie obserwacji stali podczas ogrzewania lampami halogenowymi oraz w trakcie jej naturalnego ochładzania. podczas monitorowania procesu statycznego obciążania próbki, metoda termowizyjna wspierana była przez odczyty z mikrofalowych przetworników wykonanych w technice mikropaskowej. antenowe czujniki mikropaskowe mogą służyć do monitorowania wzrostu naprężeń i pęknięć w materiale przewodzącym [8,9]. czujnik stosowany jedynie do pomiaru naprężeń składa się z trzech warstw: promiennika (z materiału przewodzącego naniesionego na izolator), izolatora i masy (płaszczyzna masy wykonana z materiału przewodzącego naniesiona na drugą stronę izolatora). natomiast w przypadku monitorowania stanu powierzchni i wzrostu pęknięć, płaszczyznę masy czujnika antenowego stanowi badany materiał przewodzący. w niniejszej pracy zaproponowana została struktura mikropaskowa mająca zastosowanie w obu przypadkach. powinna ona być umieszczona w miejscach, gdzie prawdopodobieństwo pęknięcia jest wysokie, np. w sąsiedztwie otworów i szczelin. obecność i wzrost obszaru pęknięć w badanym materiale, jak również wydłużenie promiennika wynikające z odkształcenia materiału, wpływa na długość elektryczną struktury mikropaskowej. w następstwie zmianie ulega częstotliwości rezonansowa fr przetwornika, co może być monitorowane za pomocą wektorowego analizatora mikrofalowego (vna, ang. vector network analyser) [8÷12]. przesunięcie częstotliwości jest liniowo związane z przyłożonym naprężeniem i długością pęknięcia [9,10]. do obserwacji wpływu obciążeń cyklicznych zastosowano aktywną termografię podczerwoną i techniki elektromagnetycznego testowania. zmiany zachodzące w mikrostrukturze materiału w wyniku obciążania statycznymi i zmiennymi siłami wywołują zmiany właściwości magnetycznych i elektrycznych [1,21,22]. dlatego poprzez śledzenie zmian właściwości magnetycznych możliwe jest przeprowadzenie oceny stopnia zniszczenia materiału. charakterystyka zmian parametrów pętli histerezy magnetycznej takich, jak remanencja czy koercja oraz wartości charakterystyczne szumu barkhausena takie, jak jego aktywność (liczba impulsów) czy energia wykazują silną zależność od liczby cykli zmęczeniowych i stanu niszczonego materiału. magnetyczne metody badań nieniszczących umożliwiają określenie stanu zniszczenia materiału w sposób pośredni. jednak wymagają one przeprowadzenia procesu kalibracji, co wynika z wpływu dużej liczby czynników oddziałujących na zmiany parametrów magnetycznych w trakcie cyklu życia materiału [1]. dlatego też, zasadnym jest tworzenie wieloczynnikowych reguł i zależności w oparciu o liczne parametry sygnałów pomiarowych [14,17,18]. badanie wpływu statycznej   siły obciążającej eksperyment przeprowadzono z wykorzystaniem próbek wykonanych ze stali st3s (rys. 1). próbkę umieszczoną w maszynie hydraulicznej poddano procesowi rozciągania 106 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 wzdłużnego, w trakcie którego obserwowano zachodzące zmiany przy użyciu zaproponowanych metod. minimalna granica plastyczności dla badanej stali wynosi 235 mpa, a granica wytrzymałości mechanicznej 350 mpa. krzywą odkształcenia otrzymaną w wyniku przeprowadzonego eksperymentu przedstawia rysunek 2a. podczas badań laboratoryjnych wykorzystano aktywną termografię i metodę mikrofalową. zdjęcie układu eksperymentalnego przedstawia rysunek 3. kamera termowizyjna flir a325 rejestrowała obraz po jednej stronie próbki, a do drugiej przytwierdzono czujnik mikropaskowy. pomiary wykonywano sukcesywnie po zmianie wartości zadawanego naprężenia w stałych odstępach ograniczonych czasem akwizycji danych. procesy cieplne związane z powstającymi deformacjami rejestrowano w postaci sekwencji termogramów, a do pomiaru charakterystyki czujnika mikropaskowego (współczynnika odbicia s11) użyto sieciowego analizatora wektorowego. strukturę i wymiary projektowanego czujnika przedstawia rysunek 3. bazuje on na standardowej antenie mikropaskowej o prostokątnym promienniku powszechnie wykorzystywanej w komunikacji bezprzewodowej [13]. strukturę zmodyfikowano poprzez wycięcie w płaszczyźnie masy prostokątnego obszaru tożsamego z obszarem promiennika, co pozwoliło na obserwację zarówno naprężeń/odkształceń, jak i zmian powierzchni materiału wywołanych zewnętrznymi wymuszeniami mechanicznymi (np. wzrost porowatości lub pęknięć). a) b) rys. 1. widok kształtu próbek z zaznaczonymi wymiarami i obszarem pomiarowym roi wykonanych ze stali: a) st3s, b) s355j2g3 fig. 1. view of the samples with depicted dimensions utilized in the experiments made of: a) st3s steel, b) s355j2g3 a) b) rys.  2. wykres zależności odkształcenia w funkcji naprężenia uzyskanych dla próbek podczas eksperymentów dla stali: a) st3s, b) s355j2g3 fig. 2. stress-strain curve obtained during material examination for: a) st3s steel and b) s355j2g3 steel a) b) rys.  3. system pomiarowy do badań materiałów poddawanych wymuszeniom statycznym: a) zdjęcie, b) widok czujnika mikropaskowego fig. 3. measuring system for evaluation of the damage produced under static loading conditions: a) photo, b) view of microstrip sensor badanie wpływu cyklicznie   zmiennej siły obciążającej eksperyment przeprowadzono dla próbek wykonanych ze stali konstrukcyjnej s355j2g3 (rys. 1b i 2b) [7]. pomiary wykonano w dwóch seriach: przed i po zadaniu określonej liczby cykli zmęczeniowych. minimalna wartość granicy plastyczności dla tego materiału wynosiła 355 mpa. próbki obciążano wzdłużnie, cyklicznie zmienną siła o wartości maksymalnej nieprzekraczającej 300 mpa używając maszyny hydraulicznej. przed wykonaniem prób zmęczeniowych próbki wyżarzono przez godzinę w temperaturze 300º c, a następnie pozostawiono do ostudzenia. maksymalna liczba cykli poprzedzająca końcową serię pomiarową wynosiła 5,4 • 105. w celu oszacowania zakresu zmian zmęczeniowych w próbkach użyto metodę irt wraz z metodą szumów barkhausena i obserwacji parametrów procesu magnetyzacji polem ac (metody em). pomiary metodą irt przeprowadzono przy użyciu układu przedstawionego na rysunku 4a. źródło ciepła (lampę halogenową) umieszczono po przeciwnej stronie próbki w stosunku do kamery monitorującej (tryb przejściowy). próbkę pokrytą czarną matową farbą o emisyjności bliskiej jedności zamocowano w ramie chroniącej kamerę przed bezpośrednim promieniowaniem lampy halogenowej. rejestrację obrazów termowizyjnych prowadzono w dwóch fazach, grzania (15 sekund) i chłodzenia (60 sekund), stosując częstotliwość akwizycji równą 60hz. system do pomiaru em przedstawiono na rysunku 4b. materiał w trakcie pomiarów magnesowano polem zmiennym o częstotliwości 30hz wytworzonym za pomocą cewki wzbudzającej nawiniętej na rdzeń typu c. sekcje pomiarowe umożliwiają obserwację sygnałów napięciowych szumu barkhausena ubn i pętli magnesowania (ub, uh). w trakcie badań mierzono sygnały proporcjonalne do natężenia pola magnetycznego i indukcji magnetycznej. do obserwacji sygnału ubn użyto układu dwóch cewek bn1 i bn2 połączonych różnicowo. pierwsza cewka, znajdująca się w bezpośrednim sąsiedztwie próbki pomiarowej, mierzyła sygnał użyteczny. drugą umieszczono w pewnej odległości od materiału. taka konfiguracja pozwoliła na zminimalizowanie wpływu niepożądanych zakłóceń zewnętrznych mierzonych sygnałów [7]. stochastyczny charakter sygnału szumu barkhausena wymaga zastosowania złożonych algorytmów analizy danych do określenia jego liczbowej reprezentacji. w tym celu przeprowadzono procedury ekstrakcji cech [14,17] i dla każdego skupiska sygnału szumu barkahsuena uzyskano zestaw parametrów. w pierwszej kolejności wykonano analizę statystyczną i wartości charakterystycznych bezpośrednio na podstawie uzyskanego sygnału napięciowego szumu barkhausena. w konsekwencji uzyskano parametry takie, jak standardowe odchylenia lub energia skupiska. następnie obliczono obwiednię sygnału skupiska szumu bn, dla której obliczono zestaw parametrów takich, jak wartość szczytowa, jej położenie i szerokość, mediana, odstęp międzykwadrylowy, skośność czy wartość połówkowa. ze względu na wpływ naprężeń na kształt i dynamikę skupiska oraz aktywność szumu barkhausena zastosowano również procedury analizy częstotliwościowej i czasowo-częstotliwościowej [15,17,19]. w ten sposób możliwe jest uzyskanie informacji na temat dynamiki procesu przemagnesowywania, a pośrednio na temat struktury badanego materiału. zastosowanie metody magnesowania polem ac związane jest z monitorowaniem zmian parametrów mniejszościowych pętli histerezy b(h) [7,15]. określenie 107przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 parametrów pętli takich, jak koercja, remanencja czy przenikalność magnetyczna maksymalna i w punkcie nasycenia stwarza możliwość wykrycia zmian materiału [7,14,16]. reprezentacja częstotliwościowa (widmo sygnałów) i harmoniczne mierzonych sygnałów [7,17] dostarczają również użytecznych informacji. obserwowane zmiany pętli zależą od stanu uszkodzenia materiału w badanym obszarze. rys. 5. wyniki obserwacji metodą irt w obszarze roi: a) przykładowy obraz rozkładu promieniowania termicznego, b) wykres zależności wartości stdn w funkcji σ fig. 5. results of irt inspection in roi area: a) examplary ir image, b) normalized standard deviation stdn versus stress σ a) b) a) b) rys. 6. wyniki pomiarów metodą mikrofalową: a) określanie naprężeń w zakresie odkształceń sprężystych (czujnik przyklejony z obu stron promiennika), b) określanie naprężeń w zakresie odkształceń plastycznych (czujnik przyklejony tylko z jednej strony) fig.  6. results of measurements: a) stress evaluation in elastic region of stress–strain curve (sensor fixed from both sides of patch), b) plastic deformation evaluation (sensor fixed only from one side of patch) gdzie: fr,xmpa – częstotliwość rezonansowa przy określonej wartości naprężenia x mpa, fr,0mpa – częstotliwość rezonansowa dla próbki bez zewnętrznego naprężenia. wyniki doświadczenia przedstawia rysunek 6a. zaobserwować można liniowe zmiany δf z naprężeniem w elastycznym zakresie krzywej naprężenie-odkształcenie. a) b) rys. 4. schemat konfiguracji systemów pomiarowych fig. 4. diagram of the measuring systems’ configurations wyniki eksperymentów określanie deformacji materiału wywołanych siłą statyczną podczas badań otrzymano zbiór sekwencji termogramów dla każdego poziomu naprężenia. dla każdego obrazu wybrano i wycięto do dalszej analizy ten sam obszar zainteresowania roi (rys. 1a). wybrano kilka parametrów, które zostały obliczone dla obszaru wyciętego z każdego termogramu. rysunek 5 przedstawia wykres zależności znormalizowanego odchylenia standardowego stdn z sekwencji obrazów rozkładów temperatury w obszarze roi od poziomu zadanego naprężenia. na otrzymanym wykresie rozróżnić można zakresy zachodzących zmian materiałowych. po przejściu granicy 235 mpa, zauważalny jest niewielki wzrost odchylenia standardowego, którego dynamika zaczyna narastać po przekroczeniu 300 mpa. największe zmiany widoczne są po przekroczeniu granicy wytrzymałości mechanicznej (zakres powyżej 350 mpa). równocześnie przeprowadzano pomiary przy użyciu przetwornika mikrofalowego, którego działanie oceniano w dwóch konfiguracjach: – czujnik przymocowany do badanego materiału za pomocą kleju (sztywne połączenie), po obu krańcach, poza obszarem promiennika, – czujnik zamocowany tylko z jednej strony promiennika. w przypadku pierwszej konfiguracji sztywne połączenie klejone umożliwia przenoszenie odkształceń próbki na przetwornik mikropaskowy. deformacja materiału powoduje również wydłużenie promiennika, a zatem częstotliwość rezonansowa fr przetwornika zmniejsza się. odchylenie fr określono jako: δf = fr,xmpa fr,0mpa w przypadku drugiej konfiguracji czujnik nie jest deformowany przez odkształcenie próbki. klej mocujący utrzymuje jedynie czujnik w sąsiedztwie materiału. umożliwia to monitorowanie stanu powierzchni materiałów (z powodu bardzo małej głębokości penetracji prądów wysokich częstotliwości) i co za tym idzie wykrywania: – wzrostu porowatości powierzchni (powodując zmianę powierzchniowej przewodności elektrycznej), – lokalnego zwężenia materiału tuż przed powstawaniem pęknięć, – powstawania i wzrostu pęknięć, – całkowitego zniszczenia próbki. wyniki dla drugiej konfiguracji przedstawia rysunek 6b. do punktu plastyczności odchylenie częstotliwości δf jest stałe. po osiągnięciu σ = 350mpa, δf gwałtownie wzrasta. odchylenie częstotliwości zmienia się od 0 do 250 mhz w przypadku całkowicie uszkodzonej próbki. średnia zmiana częstotliwości rezonansowej jest na poziomie 25mhz/mpa. ocena zniszczenia materiału  wywołanego siłą cyklicznie zmienną celem eksperymentu było sprawdzenie możliwości wykrycia zmian materiałowych po zadanej liczbie cykli zmęczeniowych. dlatego badania przeprowadzono przed i po wykonaniu próby zmęczeniowej. proces grzania lampami 108 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 halogenowymi jest bardzo szybki, natomiast ochładzania (związany tylko z naturalną konwekcją) dużo wolniejszy. z uwagi na zmienną dynamikę obserwacja tych dwóch procesów może dać uzupełniające się rezultaty. otrzymane wyniki poddano wstępnej obróbce (normalizacja obrazów): usunięto niejednorodności grzania, poprzez odjęcie od obrazu bazowego jego reprezentacji (dolnoprzepustowej) poddanej filtracji medianowej o dużej masce. technika aktywnej termografii posłużyła do wstępnej, globalnej oceny próbek, czyli do określenia, czy próbka została poddana obciążeniu cyklicznemu i wskazania prawdopodobnego umiejscowienia uszkodzeń jej mikrostruktury. na podstawie sekwencji termogramów, zarejestrowanych podczas procesu nagrzewania próbki, obliczono średnią wartość av sygnału otrzymanego w wyniku normalizacji obrazów (rys. 7a). w przypadku sekwencji z procesu ochładzania, obliczono odchylenie standardowe std tego sygnału (rys. 7b). największe zmiany wartości obserwowane na samych brzegach próbki powinny być pominięte, jako że są związane z naturalną zmianą temperatury na krawędziach (w tym przypadku wzrostem – krawędź próbki stanowi barierę osłaniająca kamerę przed źródłem ciepła). w obu przypadkach dla próbki poddawanej obciążeniu cyklicznemu, wartości parametrów są wyższe od tych otrzymanych sprzed obciążenia. rozkłady obu parametrów uzyskane dla pomiarów wykonanych przed procesem zmęczeniowym są praktycznie jednorodne. natomiast po wykonaniu próby zmęczeniowej zauważalne są lokalne niejednorodności, które mogą świadczyć a) b) rys. 7. wyniki badania próbki metodą irt: a) rozkład wartości av na powierzchni próbki uzyskany dla fazy grzania: b) rozkład wartości std na powierzchni próbki uzyskany dla fazy chłodzenia; górne obrazy – wyniki dla próbki przed wykonaniem próby zmęczeniowej; dolne obrazy – wyniki dla próbki po 5,4•105 cyklach zmęczeniowych fig. 7. the results of irt inspection of the sample: a) mean value av obtained for the heating phase, b) standard deviation value std obtained for the cooling phase; upper images sample before fatigue process, bottom imagessample after 5,4•105 fatigue cycles rys. 8. znormalizowane wyniki inspekcji przy użyciu metod em: a) wyniki dla próbki przed wykonaniem próby zmęczeniowej, b) wyniki dla próbki po 5,4•105 cyklach zmęczeniowych; lewa kolumna – energia skupiska szumu barkhausena, prawa kolumna – wartość pierwszej harmonicznej uh fig. 8. normalized results of em inspection carried out for sample before fatigue process (a) and after 5,4•105 fatigue cycles (b); left column – the energy of barkhausen noise signal, right column – the 1rst harmonic of uh o zmianach zmęczeniowych. do zweryfikowania wyników uzyskanych termografią użyto metod elektromagnetycznych em. znajdują one zastosowanie do dokładnej inspekcji obszarów krytycznych, które mogą być wytypowane na podstawie wyników uzyskanych metodą termograficzną. w [3] obserwowano zmiany parametrów magnetycznych w wybranym punkcie w sposób ciągły w trakcie trwania procesu zmęczeniowego. obecnie w celu porównania wyników obu metod, pomiary wykonano w dwóch osiach dla całego obszaru roi (rys. 1b) na dwóch etapach procesu zmęczeniowego, uzyskując informacje o zmianach na całej powierzchni próbki. stosując procedury analizy opisane we wcześniejszym rozdziale dla każdego punktu pomiarowego otrzymano zestaw pięćdziesięciu dwóch parametrów. rysunek 8 przedstawia wybrane znormalizowane (do wartości maksymalnej otrzymanej podczas badań) wyniki monitorowania postępu zniszczenia próbki przed (rys. 8a) i po (rys. 8b) przeprowadzeniu próby zmęczeniowej. każda metoda umożliwia monitorowanie innego aspektu zmian struktury próbki. rozkład bnen pozwala obserwować zmiany koncentracji naprężeń w obszarze zainteresowania. w obszarze, gdzie pojawiły się pasma największych zniszczeń zobrazowanych przez lokalnie gwałtownie zmieniającą się wartość 1-szej harmonicznej sygnału uh, zaobserwować można niski poziom bnen. z drugiej strony, tworzenie się obszarów dużej koncentracji naprężeń na powierzchni poprzedza powstanie pasm deformacji, co można zaobserwować na podstawie wysokiej wartości bnen w tym obszarze. a) b) 109przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 literatura [1] palit sagar s., et al.: magnetic barkhausen emission to evaluate fatigue damage in low carbon structural steel, international journal of fatigue, vol. 27, 2005, pp. 317-322. [2] dobmann g., ciclov d. c., kurz j. h.: ndt and fracture mechanics. how can we improve failure assessment by ndt? where we are – where we go?, insight, vol. 53(12), 2011. [3] b. szymanik, g. psuj: infrared inspection of steel structures under load, qirt 2015. [4] x. maladegue: theory and practice of infrared technology for nondestructive testing, johnwiley and sons, 2001. [5] a. bzymek, et al.: analysis of images recorded during welding processes, 9th qirt conference, 2008, poland. [6] akira demiz, et al.: development of defect detection method of steel structures by digital image correlation method using induction heating, international symposium non-destructive testing in civil engineering (ndt-ce), 2015, germany. [7] g. psuj, t. chady, m. enokizono: observation of material degradation under fatigue and static loading condition using selected electromagnetic ndt methods, material science forum, vol. 721, 120, 2012, 120-126. [8] j. erdmann, h. huang: microwave antenna sensors for fatigue crack monitoring under lap-joints, asme 2010 conf. on smart materials, adaptive structures and intelligent systems, vol. 2 [9] i. mohammad, h.huang: monitoring fatigue crack growth and opening using antenna sensors, smart materials and structures, no. 19, 2010. [10] f. chocianowicz :microstrip antenna based sensor for the detection and monitoring of crack growth in conductive material, master thesis, west pomeranian university of technology, szczecin, poland, 2013. [11] w. wang, h. ge, t. liu, m. liu: study of patch antennas for strain mesurement, electromagnetic nondestructive evalution (xviii), 2015. [12] a. daliri, a. galehdar, s. john, w. s. t. rowe, k. ghorbani, “slotted circular microstrip patch antenna application in strain based structural health monitoring”, aiac14 fourteenth australian international aerospace congress, 2011. [13] c.a. balanis, “antenna theory analysis and design”, 3rd ed, wiley & sons ltd., 2005. [14] p., lopato, g. psuj, m. herbko , m. maciusowicz, “evaluation of stress in steel structures using electromagnetic methods based on monitoring of ac magnetization process and utilization of microstrip antenna sensor”, wd 2016 conference, lublin. [15] o.stupakov, i. tomas, “hysteresis minor loop analysis of plastically deformated low-carbon steel”, ndt&e international, 2006, 39, 554–561. [16] c. c. h. lo. et al., “structural characterization, and magnetic properties of steels subjected to fatigue”, review in progress of qnde 19, 509 (2000), 1597-1604. [17] g. psuj, „fusion of multiple parameters of magnetic testing results for damage assessment of loaded steel structures”, studies in applied electromagnetics and mechanics, vol 40: electromagnetic nondestructive evaluation (xvi), pp.192-199. [18] a. sorsa, “prediction of material properties based on nondestructive barkhausen noise measurement”, acta universitatis ouluensis, c technica 442, oulu, 2013. [19] l. padovese, n. martin, f. millioz, “time-frequency and time-scale analysis of barkhausen noise signals”, proceedings of the institution of mechanical engineers. part g, journal of aerospace engineering, 2009, 223 (5), pp. 577-588. [20] s. pawlak, m. różański, s. stano, g. muzia, „termografia aktywna jako nowa metoda badań nieniszczących połączeń zakładkowych spawanych laserowo”, przegląd spawalnictwa – welding technology review, vol 86, no 3 (2014) [21] d. mężyk, magnetyczna ocena naprężeń w instalacjach rurociągowych z wykorzystaniem efektu barkhausena, przegląd spawalnictwa – welding technology review, vol 86, no 5 (2014) [22] d. kukla, p. grzywna, r. karczewski, „ocena rozwoju uszkodzenia zmęczeniowego na podstawie zmian odkształcenia i parametrów prądowirowych w kolejnych cyklach obciążenia”, przegląd spawalnictwa – welding technology review, vol 86, no 5 (2014) autorzy pragną podziękować prof. ryszardowi sikorze i prof. tomaszowi chademu z katedry elektrotechniki teoretycznej i informatyki zut w szczecinie za wsparcie, owocne dyskusje naukowe i uwagi dotyczące tematyki pracy. wnioski w artykule podjęto próbę oszacowania stanu stalowych elementów konstrukcji bazując na połączeniu informacji uzyskanych z trzech uzupełniających się metod nieniszczących. jest oczywiste, że wieloźródłowe podejście z użyciem metod pomiarowych polegających na monitorowaniu zmian różnych właściwości fizycznych lub w różnych warunkach stwarza możliwość uzyskania bardziej komplementarnych i w konsekwencji wyczerpujących informacji na temat stanu ocenianego materiału. celem tych badań jest wypracowanie metodologii wielomodalnej inspekcji, która umożliwi oszacowanie postępu procesu deformacji i okresową ocenę zniszczeń stalowych elementów w praktyce. w rzeczywistych warunkach eksploatacji konstrukcje są narażone na oddziaływanie sił będących wypadkowymi statycznych i zmieniających się sił, co zostało uwzględnione w zrealizowanych badaniach. w celu oceny wpływu poszczególnych warunków obciążenia eksperymenty zostały przeprowadzone oddzielnie. wyniki otrzymane w trakcie badania wpływu obciążeń statycznych pozwoliły na zaobserwowanie zależności pomiędzy wybranymi parametrami obu metod (tj. odchylenie standardowe temperatury i częstotliwości rezonansowej anteny), a wartością naprężenia. istotną częścią przeprowadzonych eksperymentów było badanie relacji pomiędzy zmianami zachodzącymi w próbkach poddanych cyklicznie zmiennym siłom a parametrami metod pomiarowych. uzyskane wyniki potwierdziły możliwość zastosowania metody aktywnej termografii do ogólnej oceny stanu badanego materiału w celu określenia czy uległ on zmianom zmęczeniowym i wytypowania potencjalnych obszarów największych zniszczeń. zastosowanie metod elektromagnetycznych niskoi wysokoczęstotliwościowych umożliwiło uzyskanie zależności ilościowych pomiędzy parametrami mierzonych sygnałów a stanem materiału. celem dalszych prac będzie określenie optymalnych parametrów zastosowania przedstawionych metod pomiarowych oraz opracowanie systemu zarządzającego pracą i realizującego fuzję danych uzyskiwanych informacji za pomocą wszystkich metod. 4 welding technology review vol. 90 12/2018 corrosion properties of cold sprayed aluminum coatings mgr inż. dominika soboń; mgr inż. monika kaczmarczyk; dr medard makrenek; dr hab. inż. wojciech żórawski, prof. pśk – kielce university of technology, poland; jarosław sienicki – pzl mielec a sikorsky aircraft company, poland; corresponding author: dsobon@tu.kielce.pl introduction advances in surface engineering are associated with technologies that allow obtaining surface layers with new, increasingly better properties. coatings and elements obtained in the thermal spraying process provide high resistance to wear, corrosion resistance, bioactivity, catalytic activity, electrical and thermal insulation and many others [1]. in the case of a thermal spray process, the basic factors are: the heat source and the speed of the molecule. depending on these parameters, we distinguish thermal spraying such as: flame, arc, plasma, detonation, laser, supersonic (hvof) and cold gas spraying. due to the elimination of high-temperature processes in cold gas spraying, there is no recrystallization process, there are no phase changes and new possibilities are obtained that are not available for classic thermal spraying technologies [2]. at the turn of the 1980s, the team of professor a. papyrin at the institute of theory and applied mechanics in novosibirsk developed the theoretical foundations for the cold gas spraying process. the result of the research was to obtain coatings from various metals, alloys and composites. the cold gas spraying process involves heating and introducing gas under high pressure to the de laval nozzle. a coating material is introduced into the nozzle by a separate gas line. helium, nitrogen, air or their mixtures are used as process gas [3]. the basic issue related to cold gas spraying is to determine the critical velocity vkr, for a specific material system: coating-substrate. if the velocity of the particle is too small – it is reflected from the substrate without forming a coating. the coating is formed when the critical velocity vk is dominika soboń, monika kaczmarczyk, medard makrenek, jarosław sienicki, wojciech żórawski exceeded and the particles undergo plastic deformation, which allows mechanical bonding with the substrate. at very high particle speeds, intensive substrate erosion occurs [4,5]. corrosion of aluminum coatings sprayed with cold gas corrosion is the loss of material caused by interaction with the environment. two basic approaches apply to issues related to corrosion. the first strategy covers the aspects of materials and material engineering, which threaten the design of materials at the microscopic level and their processing of the durability of the effect in a specific corrosive environment. the second approach uses the design of surface layers and their application. coatings are applied to the base material with lesser corrosion resistance to achieve better corrosion resistance. coating obtained by cold spraying compared to conventional thermal spraying methods provides better corrosion protection for metal, taking into account the type of corrosive environment. obtained layers have low porosity, low oxygen content and fine-grained structure [6]. research methodology the coating on the test samples was mounted using the impact innovations 5/8 cold gas spraying system located keywords: aluminum coatings; cold gas spraying; corrosion doi: http://dx.doi.org/10.26628/wtr.v90i12.982 abstract the article presents the results of corrosion resistance tests of cold-sprayed aluminum coatings onto 4330 steel and al 7075 aluminum alloy. the coatings were subjected to corrosion tests in a salt chamber.the obtained coatings are characterized by low porosity and very good anti-corrosion properties. 5welding technology review vol. 90 12/2018 fig. 1. morphology of al (500x magnification) powder grains fig. 2. surface of samples used for testing (500x magnification): a) 4330 steel substrate, b) 7075 aluminum substrate at the kielce university of technology. nitrogen was the working gas in this process. the tests were carried out on aluminum coatings sprayed on samples made of 4330 steel (pn-en 4330) and aluminum alloy al 7075 (pn pa9). steel 4330 is an alloy steel used in aircraft chassis and heavy duty machine parts. alloy al 7075 is one of the most important materials used in the construction of load-bearing elements in airplanes. the obtained coatings were tested in a salt chamber. it is a device for producing and maintaining the research environment in the form of a spraying salt mist. the tests were carried out in accordance with astm b117 [8]: sample exposure angle 15°, chamber temperature 35±2 °c, nacl 4÷6% spraying concentration, assumed exposure time of the samples was 336 hours. the spraying took place in a continuous cycle, with unchanging conditions in the chamber. the exposure time of the tested samples in the salt chamber was: – al/4330 (336 hours) – no red corrosion (rust), – al/7075 (100 hours) – the coating was fractured. samples were removed daily from the chamber, gently rinsed under running water at a temperature not exceeding 38 °c to remove residual salt deposits from the surface, and then dried with a stream of clean compressed air. the cleaned samples were evaluated for corrosion and other defects in accordance with the requirements of standards and instructions regarding the material or coating being tested. samples without rust marks went into the chamber, after the appearance of rust blooms (3 dots per 1 cm2) the samples were removed from the chamber. the microstructure of the sprayed coating was investigated using the jeol jsm 5400 scanning microscope, the linear analysis was performed with the isis 300 oxford microprobe (eds), and the qualitative analysis of the phase composition was performed using xrd x-ray diffractometer (model philips pw 1830). research results and discussion figure 1 shows the morphology of al grains. powder (producer: toyal europe) had a unimodal granularity distribution. it consisted of grains of various sizes and irregular shapes. powder parameters: d10=19 μm; d15=30.4 μm; d90=48.6 μm. the morphology of the samples before applying the coatings is shown in figure 2. the substrate before spraying was subjected to vapour blasting. surfaces of cold gas sprayed coatings after tests in the salt chamber are shown in figure 3. the coating of a steel a) b) substrate (fig. 3a) shows grains of al powder with higher granulation. during spraying, they were compacted, condensed and slightly plastic deformed. the coating on the aluminum substrate (fig. 3b) shows a very large plastic deformation of the grains with smaller granulation, while the larger grains are deformed to a much lesser extent. their squashing results in the elimination or reduction of empty spaces in the coating, resulting in a decrease in its porosity. the fine, white, spherical grains visible on the surfaces of the samples are contamination of the powder. the obtained coatings slightly differ from the initial material morphology (fig. 2b). the analysis of the distribution of elements showed the content of aluminum as the main component and elements such as: oxygen, sodium, chlorine, potassium, calcium and chromium as residues after samples in the salt chamber, where they were subjected to bathing in a brine solution. figures 4 and 5 present the spectrum of elements distribution analysis, the distribution of research points and the percentage distribution of elements in the tested coating on a steel substrate and aluminum. the qualitative analysis of the phase composition of the analyzed samples in the salt chamber made by x-ray diffraction showed pure metals in the form of aluminum, without the presence of reflexions of other elements. figure 6 shows the diffractograms of cold gas sprayed coatings on a steel substrate, aluminum and a reference sample (powder). test parameters: range 2 theta 20÷120°, step 0.02°, exposure time 5 sec per point (250 sec per degree). 6 welding technology review vol. 90 12/2018 fig. 3. surface of aluminum coating sprayed with cold gas (500x magnification): a) on a 4330 steel substrate, b) on an al 7075 alloy substrate fig. 4. spectrum of element distribution analysis, distribution of test points, percentage distribution of elements in the tested coating on a steel substrate fig. 5. spectrum of element distribution analysis, distribution of test points, percentage distribution of elements in the tested coating on a steel substrate a) b) spectrum label o na al cl k ca cr 1 19,4 0,96 77,39 0,63 0,21 0,28 0,51 2 30,52 0,32 67,86 0,34 0,15 0,23 0,59 3 30,18 0,53 67,51 0,71 0,19 0,29 0,60 średnia 26,70 0,60 70,92 0,56 0,18 0,27 0,57 spectrum label o al cl ca cr 1 14,90 84,08 0,22 0,18 0,62 2 14,59 84,15 0,21 0,18 0,87 3 14,46 84,34 0,27 0,18 0,75 średnia 14,65 84,19 0,23 0,18 0,75 1 2 3 1 2 3 conclusions the aluminum powders used for cold gas spraying allowed to obtain coatings with low porosity. the resulting coating on the 4330 steel substrate met the requirements. no corrosive centres occurred on the coating. the oxygen in the coatings is present from the surrounding atmosphere. however, the coating on the al 7075 substrate cracked, which could have been caused by the improper preparation of the surface of the layers, contamination of the layers and the time intervals between the application of the individual coating layers. the qualitative analysis of the phase composition of the obtained coatings showed that they are composed of pure aluminum. the obtained coatings have very good anti-corrosion properties. 7welding technology review vol. 90 12/2018 references [1] w. żórawski, nowe kierunki rozwoju natryskiwania cieplnego w produkcji nowych części maszyn, inżynieria powierzchni (2011) vol. 3, 10-17. [2] w. żórawski, a. góral, o. bokuvka, l. lityńskadobrzyńska, k. berent, microstructure and tribological properties of nanostructured and conventional plasma sprayed alumina-titania coatings, surface and coatings technology (2015), vol. 268, 190-197. [3] a. małachowska, m. winnicki, a. ambroziak, perspektywy natryskiwania niskociśnieniowa metodą cold spray, welding technology review (2012), vol. 84 (10), 2-6. [4] h. dong, surface engineering of light alloys: aluminium, magnesium and titanium alloys (2010), 243-247. [5] d. hanft, j. exner, m. schubert, t. stöcker, p. fuierer, r. moos, an overview of the aerosol deposition method: process fundamentals and new trends in materials application, journalof ceramic science and technology (2015), vol. 6, 147-182. [6] s. m. hassani-gangaraj, a. moridi, m. guagliano, critical review of corrosion protection by cold spray coatings, surface engineering (2015), vol. 31, 803-815. [7] s. ngaia, t. ngaia, f. vogel, w. story, g. b. thompson, l. n. brewer, saltwater corrosion beha-vior of cold sprayed aa7075 aluminum alloy coatings, corrosion science (2018), vol. 130, 231-240. [8] astm b 117–11:2016 – standardowa metodyka obsługi aparatu z komorą do badań w natrysku solnym ( mgle solnej) praca finansowana z środków na naukę ncbr w ramach programu innolot „badania technologii przyrostowych i procesów hybrydyzacji obróbki dla potrzeb rozwoju innowacyjnej produkcji lotniczej”. © 2019 by the authors. submitted for possible open access publication under the terms and conditions of the creative commons attribution (cc by) license (http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/). 201110_pspaw.pdf 40 przegląd spawalnictwa 10/2011 robert bęczkowski marek gucwa statystyczna ocena wpływu parametrów napawania ssa na geometrię napoin statistic determination of self-shielded arc surfacing  parameters influence on the padding welds geometry dr inż. robert bęczkowski, dr inż. marek gucwa – politechnika częstochowska. streszczenie w artykule omówiono problem określenia parametrów istotnych dla napawania drutem rdzeniowym samoosłonowym. metoda ssa jest jedną ze spawalniczych metod, która daje duże możliwości w wytwarzaniu napoin o zróżnicowanym składzie chemicznym i dobrej jakości. istotne jest określenie, które z parametrów napawania mają znaczący wpływ na właściwości napoiny. zastosowanie planu placketta-burmana umożliwiło statystyczną ocenę istotności wpływu wybranych parametrów napawania na geometrię napoiny. abstract in this work problem of determining of parameters for surfacing by using self-shielded arc is concerned. self shielded arc surfacing (ssa) is one of the welding methods that gives big opportunities for producing cladding with wide range of chemical composition and good quality. the problem is to determine which parameters have the significant influence for producing cladding with defined properties. using plackett-burman’s design gives opportunities to statistic evaluation of significant parameters on cladding properties especially its geometry. wstęp technologie napawania dzieli się na napawanie prewencyjne (technologiczne) i regeneracyjne. napawanie regeneracyjne jest ekonomicznym sposobem przywracania cech użytkowych, a dzięki zastosowaniu materiałów warstwowych, w wyniku napawania technologicznego uzyskuje się optymalizację właściwości warstw kontaktowych [1÷5]. metodą najmniej znaną, ale rokującą uzyskanie dobrych napoin, jest napawanie łukowe drutem rdzeniowym samoosłonowym – ssa (self shielded arc surfacing). łączy ono cechy napawania łukowego ręcznego i napawania elektrodą topliwą w osłonie gazowej. proces napawania drutami rdzeniowymi samoosłonowymi ssa łączy cechy napawania drutami rdzeniowymi w osłonie gazowej i napawania ręcznego elektrodami otulonymi. sam proces napawania z technologicznego punktu widzenia przebiega tak samo jak napawanie drutem proszkowym w osłonie gazowej. w przypadku napawania ssa drutem samoosłonowym prostszą konstrukcję mają uchwyty spawalnicze, ponieważ niepotrzebny wtedy jest system osłony gazowej łuku. sam proces napawania prowadzony jest głównie z zastosowaniem prądu stałego z biegunowością dodatnią, stosowany jest również prąd pulsujący. możliwe jest również napawanie prądem stałym z biegunowością ujemną lub prądem przemiennym. zastosowanie prądu stałego o biegunowości dodatniej podyktowane jest najlepszą stabilnością jarzenia się łuku elektrycznego i małym rozpryskiem. odbywa się to kosztem większej głębokości wtopienia i mniejszej wydajności napawania, niż przy zastosowaniu biegunowości ujemnej, przy której łuk elektryczny jest dużo mniej stabilny. do podstawowych parametrów napawania ssa zaliczane są: rodzaj i natężenie prądu napawania, napięcie łuku, prędkość podawania drutu proszkowego, prędkość napawania, długość wystającego odcinka drutu proszkowego, kąt pochylenia drutu proszkowego względem napawanego przedmiotu, rodzaj i średnica drutu proszkowego. określenie stopnia istotności wpływu danego parametru napawania na wynik końcowy przy znacznej liczbie parametrów oddziałujących jednocześnie jest kłopotliwe i czasochłonne. celowe jest więc opracowanie planu badań ograniczającego do niezbędnego minimum liczbę doświadczeń, która pozwala na otrzymanie 41przegląd spawalnictwa 10/2011 wiarygodnych wyników. takie możliwości daje planowanie doświadczeń na podstawie programów statystycznych, które pozwalają zoptymalizować liczbę doświadczeń i pomagają w statystycznym opracowaniu otrzymanych wyników. chętnie wykorzystywane do tego celu są programy placketta-burmana [6÷8]. planowanie eksperymentu w badaniach eksperymentalnych wykorzystano planowanie doświadczenia wg programów placketta -burmana. programy te budowane są na podstawie macierzy hadamarda, które są macierzami kwadratowymi rzędu n spełniającymi zależność [9]: ht h = nen (1) gdzie: en – macierz jednostkowa rzędu n, h t – transpozycja macierzy h. plany placketta-burmana muszą spełniać dwa warunki: – liczba doświadczeń musi być równa krotności 4: n = 4k, gdzie k – liczba całkowita, – liczba doświadczeń jest ograniczona do 100 i różna od 92. dzięki zastosowaniu programów plakcetta-burmana można oceniać istotność wpływu 4k–1 czynników badanych na czynnik wynikowy. oznacza to, że dla np. 8 doświadczeń można określić wpływ maksymalnie 7 czynników wejściowych. należy przy tym uwzględnić zmienne fikcyjne, które wykorzystuje się do obliczania wariancji błędu doświadczenia. położenie zmiennych fikcyjnych jest wyznaczane losowo na podstawie tablic liczb losowych. wnioskowanie statystyczne tablica planu placketta-burmana zawiera dodatkowo układ centralny, który pozwala na zbadanie liniowości funkcji. jeśli wielkości z układów spoza centrum różnią się istotnie od średniej układu centrum, może to świadczyć o nieliniowości zależności parametru wyjścia. wnioskowanie o podobieństwie 2 populacji odbywa się na podstawie parametrycznych testów istotności. test dla 2 średnich zakłada, że są normalne, tzn. n1(x1,σ1), n2(x2,σ2) oraz σ1 = σ2. na podstawie odpowiednio licznych prób n1 i n2 weryfikowana jest hipoteza h0= x1 = x2 oraz alternatywna hipoteza h1= x1 ≠ x2. w tym celu oblicza się wartości średnie x1 i x (2) wariancje (3) a następnie wartości rozkładu t-studenta (4) przeprowadzenie eksperymentu napoiny zostały wykonane na zautomatyzowanym stanowisku do napawania. zastosowano napawanie jednowarstwowe ściegiem zakosowym z parametrami przedstawionymi w tablicy i. tablica ta jest stworzona wg programu placketta-burmana. w macierzy tej są kolumny zawierające zmienne rzeczywiste oraz kolumny zawierające zmienne fikcyjne. miejsca zmiennych fikcyjnych i rzeczywistych ustalone zostały przy wykorzystaniu tablic liczb losowych, zmienne rzeczywiste są oznaczone przez x2, x3, x4, x6. oprócz podanych w tablicy i zmiennych rzeczywistych zmianom podlegały następujące parametry napawania: szerokość zakosów (25÷45 mm), prędkość podawania drutu (5,3÷6,3 m/min), prędkość oscylacji (1,7÷2,8 m/min). wielkości te nie były przedmiotem analiz. wielkości wyjściowe realizowanego planu badań to: bn – szerokość napoiny, mm hn – wysokość napoiny, mm hw – głębkość wtopienia, mm umr – udział materiału rodzimego w napoinie, %. wykorzystując zależności pomiędzy wielkościami wejściowymi niezależnymi a wielkościami tablica i. parametry procesu table i. process parameters x1 x2 x3 x4 x5 x6 x7 nr próbki szerokość zakosów, mm prędkość napawania, mm/min odbiór ciepła, w/m * k moc, w prędkość podawania drutu, m/min długość wystającego odcinka drutu, mm prędkość oscylacji, m/min 1 1 130 0,15 12 915 -1 40 1 2 1 190 0,15 10 045 1 20 1 3 1 190 4,3 10 045 -1 40 -1 4 -1 190 4,3 12 915 -1 20 1 5 1 130 4,3 12 915 1 20 -1 6 -1 190 0,15 12 915 1 40 -1 7 -1 130 4,3 10 045 1 40 1 8 -1 130 0,15 10 045 -1 20 -1 9 0 160 2,15 11 480 0 30 0 – – –– – – – – 42 przegląd spawalnictwa 10/2011 tablica iii. wyniki pomiarów i analizy głębokości wtopienia napoiny hw table iii. the results of tests and analysis of fusion depth padding weld hw nr pomiaru nr próbki 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 2,1 1,8 0,9 1,8 2,1 1,9 1,1 1,4 1,1 2 1,76 1,45 1,1 1,35 2,15 1,46 1,26 1,72 1,32 3 1,83 2,06 1,24 1,76 2,02 1,37 0,83 1,56 1,18 średnia 1,90 1,77 1,08 1,64 2,09 1,58 1,06 1,56 1,20 odchylenie standardowe 0,180 0,306 0,171 0,249 0,066 0,284 0,217 0,160 0,111 wariancja 0,032 0,094 0,029 0,062 0,004 0,080 0,047 0,026 0,012 liczebność 3 3 3 3 3 3 3 3 3 wartość min 1,76 1,45 0,9 1,35 2,02 1,37 0,83 1,4 1,1 wartość max 2,1 2,06 1,24 1,8 2,15 1,9 1,26 1,72 1,32 rozstęp 0,34 0,61 0,34 0,45 0,13 0,53 0,43 0,32 0,22 wejściowymi zależnymi, opracowano model matematyczny procesu napawania. wielkościami wejściowymi są zmienne niezależne w postaci parametrów technologicznych: vnap – prędkość napawania mm/min, λ – współczynnik przewodzenia ciepła p – moc w, le – długość wystającego odcinka drutu mm. jako zmienne zależne przyjęto: szerokość zakosów, prędkość podawania drutu oraz prędkość oscylacji. przyjęto również następującą postać równania regresji: y = b0 + b1x1 + b2x2 + b3x3 + b4x4 (5) wielkościom określonym w równaniu (5) zostały przyporządkowane parametry z tablicy i. równanie regresji ma wówczas postać: y = b0 + b1vnap + b2λ + b3p + b4le (6) wyniki eksperymentu na rysunku przedstawiono widok przekroju poprzecznego napoin wykonanych w ramach eksperymentu i poddanych badaniom geometrii. w celu określenia wpływu parametrów napawania na określoną wielkość wyjściową – w tym przypadku hn – wysokość napoiny, wykonano analizę statystyczną badanej zmiennej. analiza ta pozwala określić funkcję rozkładu zmiennej. wyniki pomiarów oraz analizy statystycznej dla badanej wielkości przedstawiono w tablicy ii. wykorzystując wzory (2÷6), potwierdzono liniowość rozkładu badanej wielkości oraz przy przyjętych założeniach poziomu istotności α = 0,1 i na podstawie dostępnych danych określono równanie regresji w postaci: y = 4,316 – 0,808x1 (7) głębokość wtopienia kolejną analizowaną wielkością jest hw – głębokość wtopienia. analiza przebiegała podobnie jak tablica ii. wyniki pomiarów i analizy wysokości napoiny hn table ii. the results of tests and analysis of padding weld high hn numer pomiaru numer próbki 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 4,45 3,14 3,35 3,88 4,52 4,91 5,12 4,6 4,21 2 4,86 3,59 3,62 4,12 4,33 5,07 5,05 4,75 4,17 3 4,56 3,2 3,34 4,04 4,46 4,86 5,18 4,93 4,23 średnia 4,62 3,31 3,44 4,01 4,44 4,95 5,12 4,76 4,20 odchylenie standardowe 0,212 0,244 0,159 0,122 0,097 0,110 0,065 0,165 0,031 wariancja 0,045 0,060 0,025 0,015 0,009 0,012 0,004 0,027 0,001 liczebność 3 3 3 3 3 3 3 3 3 wartość min 4,45 3,14 3,34 3,88 4,33 4,86 5,05 4,6 4,17 wartość max 4,86 3,59 3,62 4,12 4,52 5,07 5,18 4,93 4,23 rozstęp 0,41 0,45 0,28 0,24 0,19 0,21 0,13 0,33 0,06 rys. 1. przekrój poprzeczny badanych napoin fig. 1. the cross-sections of tested padding welds 43przegląd spawalnictwa 10/2011 w przypadku wysokości napoiny. wyniki pomiarów i obliczeń zostały zamieszczone w tablicy iii. przy przyjętych założeniach poziomu istotności α = 0,1 i na podstawie dostępnych danych określono równanie regresji w postaci: y = 1,543 – 0,238x2 + 0,428x3 – 0,364x4 (8) udział materiału rodzimego w napoinie kolejną wielkością poddaną badaniom statystycznym był umr – udział materiału rodzimego w napoinie (tabl. iv). analizę wykonano zgodnie ze schematem, jaki został zastosowany przy analizie poprzednich wielkości. tablica iv. wyniki pomiarów i analizy udziału materiału rodzimego w napoinie umr table iv. the results of tests and analysis of base material in the padding weld ratio umr nr pomiaru nr próbki 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 23,94 33,47 24,95 32,1 21,43 25,64 22,66 20,54 27,98 2 22,1 32,62 23,27 30,43 24,36 25,15 22,17 21,84 26,86 3 23,5 33,93 24,32 31,78 22,14 24,49 21,88 21,11 27,34 średnia 23,18 33,34 24,18 31,44 22,64 25,09 22,24 21,16 27,39 odchylenie standardowe 0,961 0,665 0,849 0,886 1,528 0,577 0,394 0,652 0,562 wariancja 0,923 0,442 0,720 0,786 2,336 0,333 0,155 0,425 0,316 liczebność 3 3 3 3 3 3 3 3 3 wartość min 22,1 32,62 23,27 30,43 21,43 24,49 21,88 20,54 26,86 wartość max 23,94 33,93 24,95 32,1 24,36 25,64 22,66 21,84 27,98 rozstęp 1,84 1,31 1,68 1,67 2,93 1,15 0,78 1,3 1,12 podsumowanie prowadzone badania przy wykorzystaniu planowania doświadczeń pozwoliły na określenie istotności wpływu 4 czynników na właściwości napoiny przy napawaniu metodą ssa. do tych czynników należą: prędkość napawania, odbiór ciepła, moc łuku, długość wolnego wylotu elektrody. z badań i analizy statystycznej wynika, że na wysokość napoiny istotny wpływ ma prędkość napawania, a wraz z jej wzrostem wysokość napoiny będzie malała. głębokość wtopienia zależy głównie od odbioru ciepła oraz długości wystającego odcinka drutu, które będą ją obniżały. głębokości wtopienia będą się powiększały przy zwiększaniu mocy łuku elektrycznego. istotnym parametrem charakteryzującym właściwości warstwy napawanej jest udział materiału rodzimego w napoinie. wielkość ta zależy przede wszystkim od prędkości napawania, która będzie ją podwyższać, podczas gdy wzrost długości wystającego odcinka drutu będzie ją obniżać. literatura [1] klimpel a.: napawanie i natryskiwanie cieplne – technologie, wnt, warszawa 2000. [2] dziubiński j., adamiec p.: napawanie i natryskiwanie wczoraj i dziś, przegląd spawalnictwa, nr 5/1998, s. 6-8. [3] nowak a.: napawanie blach – materiały xii międzynarodowej konferencji spawanie w energetyce – turów 2000”, bogatynia 2000. [4] dumowic m.: repair and maintenance procedures for heavy machinery components, welding innovation, vol. xx no.1, 2003. [5] hartung f.: technologiczne i metalurgiczne kierunki rozwoju napawania żużlowego, przegląd spawalnictwa, nr 1-2/1996, s. 7-10. [6] pierlot c., pawlowski l., bigan m., chagnon p.: design of experiments in thermal spraying: a review, surface & coatings technology 202, 2008, s. 4483–4490. [7] arcondéguy a., gasgnier g., montavon g., pateyron b., denoirjean a., grimaud a., huguet c.: effects of spraying parameters onto flame-sprayed glaze coating structures, surface & coatings technology 202, 2008, s. 4444–4448. [8] frydrych d., rogalski g.: wpływ warunków spawania podwodnego metodą lokalnej komory suchej na zawartość wodoru dyfundującego w stopiwie, pzregląd spawalnictwa, nr 11/2009, s. 29-34. [9] kukiełka l.: podstawy badań inżynierskich, pwn, warszawa 2002. przy przyjętych założeniach poziomu istotności α = 0,1 i na podstawie dostępnych danych określono równanie regresji w postaci: y = 25,630 + 6,207x1 – 3,473x4 (9) w tablicy v zebrano równania regresji dla 3 badanych wielkość charakteryzujących napoinę. tabela v. równania regresji table v. regression equations określana wielkość postać równania regresji wysokość napoiny y = 4,316 – 0,808x1 głębokość wtopienia y = 1,543 – 0,238x2 + 0,428x3 – 0,364x4 udział materiału rodzimego w napoinie y = 25,630 + 6,207x1 – 3,473x4 gdzie: x1 – prędkość napawania, x2 – odbiór ciepła, x3 – moc łuku, x4 – długość wystającego odcinka drutu ps 5 2017 www 1 91przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 symulacja numeryczna i badania cykli cieplnych   hartowania laserowego stali narzędziowej wcl  numerical simulation and heat cycle examination of wcl steel laser hardening. mgr inż. bernard wyględacz; dr inż. tomasz kik; dr inż. damian janicki – politechnika śląska. autor korespondencyjny/corresponding author: bernard.wygledacz@polsl.pl streszczenie w artykule tym zamieszczono wyniki badań przebiegu cykli cieplnych hartowania laserowego stali wcl za pomocą lasera diodowego rofin dl 020. cykl cieplny mierzono na głębokościach 0,5, 1, 2 i 3 mm od powierzchni obrabianej, pomiary uzupełniono rozkładem powierzchniowym pól temperatur wykonanym kamerą termograficzną. przeprowadzone symulacje numeryczne metodą mes w oprogramowaniu sysweld pozwoliły na stwierdzenie wysokiej korelacji wyników symulacji z pomiarami i brak błędów związanych z zakłóceniami wprowadzonymi przez metody pomiarowe. słowa kluczowe: hartowanie laserowe; stal wcl; symulacje numeryczne; laser diodowy; sysweld abstract in this article results of heat cycle examination of wcl steel laser hardening with use of rofin dl 020 diode laser were presented. heat cycle was measured on depths 0.5, 1, 2 and 3 mm from worked plane, measurements were supplemented with planar temperature field made with thermographic camera. numerical fem simulations of process carried with use of sysweld software enabled determination of high convergence of simulation results with measurements and lack of errors introduced by measurements methods. keywords: laser hardening; wcl steel; numerical simulation; diode laser; sysweld wstęp hartowanie laserowe jest procesem zmiany właściwości warstwy wierzchniej stopów metali na osnowie żelaza, mającym na celu zwiększenie odporności na ścieranie. utwardzanie powierzchniowe stosuje się w produkcji narzędzi, krzywek, kół zębatych, wałów, w przemyśle samochodowym, przy produkcji turbin oraz w innych branżach [1]. warstwom utwardzanym stawia się przede wszystkim wymagania co do twardości, jak i odporności na obciążenia dynamiczne. hartowanie laserowe posiada szereg zalet w porównaniu do hartowania na wskroś. przy hartowaniu jedynie cienkiej warstwy unikamy nadmiernych odkształceń hartowniczych oraz pęknięć z nimi związanych. hartowanie laserowe jest to proces szybszy i oszczędny energetycznie w porównaniu z hartowaniem objętościowym. bardzo wysokie prędkości nagrzewania i chłodzenia powodują występowanie drobnomartenzytycznej struktury o wysokiej twardości, a jednocześnie dostatecznej odporności na obciążenia dynamiczne pozwalając na stosowanie warstw hartowanych laserowo bez wyżarzania. twardość wtórna w warstwach hartowanych laserowo zwykle jest wyższa niż w warstwach hartowanych konwencjonalnie, co powoduje, że także po wyżarzaniu bernard wyględacz, tomasz kik, damian janicki przeglad welding technology review odpuszczającym warstwy te posiadają własności lepsze niż w przypadku użycia konwencjonalnych metod hartowania [2]. możliwość skupienia wiązki w znacznej odległości od głowicy pozwala na obróbkę miejsc niedostępnych dla metod takich jak hartowanie indukcyjne czy płomieniowe. niewielka zmiana chropowatości powierzchni obrabianej, jak i brak oksydacji, przy użyciu odpowiedniej osłony, pozwalają na zmniejszenie ilości operacji po hartowaniu. ponadto możliwa jest znacznie dokładniejsza kontrola ciepła wprowadzanego do elementu przez laser, jak i gęstości energii źródła laserowego, co w efekcie daje możliwość projektowania w pewnych granicach własności różnych powierzchni obrabianego elementu. wysokie prędkości chłodzenia pozwalają na zachowanie większej ilości pierwiastków stopowych w roztworze co może wspomagać odporność korozyjną takiej warstwy. grubość warstwy hartowanej laserowo zawiera się zwykle w granicach od 0,25 mm do 0,75 mm [3]. jednak proces hartowania laserowego nie jest łatwy w aplikacji. potrzeba zachowania odpowiedniego czasu przebywania w temperaturach austenityzacji lub wysokiego 92 przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 tablica i. skład stali wcl według pn-86 h-85021 table i. chemical composition of wcl steel acc. pn-86 h-85021 tablica ii. parametry hartowania laserem rofin dl 020 table ii. rofin dl 020 laser hardening parameters rys. 1. stanowisko do badania cykli cieplnych i rozkładu powierzchniowego temperatur hartowania laserowego fig. 1. rig for heat cycle and planar temperature distribution examination in laser hardening rys. 2.  część modelu i umiejscowienie węzłów odpowiadających termoelementom fig. 2. part of model and placement of nodes corresponding to thermocouples przegrzania, aby rozpuścić cały węgiel oraz składniki stopowe w osnowie, nie dopuszczając do stopienia materiału i zapewnienia szybkiego chłodzenia i niskiej temperatury końca chłodzenia przy użyciu jednego cyklu cieplnego sterowanego szeregiem parametrów wiązki laserowej oraz jej trajektorii [3]. sytuacja ta ulega komplikacji, jeżeli obróbce poddawane są elementy o skomplikowanej geometrii, a sama obróbka zawiera wiele przejść częściowo się nakładających lub stykających. z tego powodu przeprowadzono badania mające na celu określenie możliwości symulacji cykli cieplnych hartowania laserowego za pomocą lasera diodowego wysokiej mocy (hpdl) rofin dl 020 przy użyciu metody elementów skończonych w oprogramowaniu esi sysweld i określenie zbieżności symulacji z rzeczywistym procesem. z wielu metod symulacji możliwych w oprogramowaniu sysweld wybrano symulację termo-metalurgiczną transient 3d, jako dającą możliwość przewidywania zmian pół temperatur w czasie procesu co pozwala określić objętościowy rozkład cykli cieplnych hartowania, a w efekcie optymalizować głębokość, kształt oraz własności warstwy hartowanej [4,5]. badania badaniom poddano okrągłe próbki ze stali narzędziowej wcl o składzie normowym podanym w tablicy i i wymiarach ø80 mm i grubości 10 mm. materiał dostarczony został w stanie zmiękczonym i nie poddano go dodatkowym zabiegom obróbki cieplnej. zabieg hartowania wykonano w osi próbki na powierzchni szlifowanej. termoelementy typu k zostały przygrzane kondensatorowo w otworach o głębokości 7, 8, 9 oraz 9,5 mm rozmieszczonych co 10 mm, a następnie druty termoparowe zostały zaizolowane elektrycznie w celu uniemożliwienia wzajemnego kontaktu drutów i próbki. termoelementy podłączono poprzez przewody kompensacyjne z rejestratorem agilent 34970a. na stanowisku badawczym (rys. 1) zamontowano także kamerę termowizyjną flir a655sc. badania termowizyjne wykonano z użyciem obiektywu 25° x 19° przy rozdzielczości 640 na 480 punktów w zakresie 100 – 2000 °c. w celu przeprowadzenia hartowania wykorzystano laser diodowy wysokiej mocy rofin dl 020 o wymiarach ogniska 6,8 x 1,8 mm. następnie wykonano serię 10 prób hartowania laserowego z parametrami zawartymi w tablicy ii. po próbach wykonano makrozgłady ściegów hartowanych. następnie przystąpiono do symulacji numerycznej. w celu przeprowadzenia symulacji zbudowano model składający się z 62477 węzłów i 28926 elementów 3d. model widoczny na rysunku 2 posiada zagęszczenie siatki w obszarze hartowanym oraz węzły na głębokościach 0,5, 1, 2 i 3 mm co odpowiada umieszczeniu termoelementów w próbkach. promieniowanie laserowe wnika w materiał na niewielką głębokość równą długości fali, więc proces hartowania laserowego można przyjąć jako nagrzewanie powierzchniowe. w celu symulacji wielomodowego rozkładu mocy lasera rofin dl 020 użyto zmodyfikowanego źródła na bazie podwójnej elipsoidy (źródła goldaka). podczas analizy wyników utworzono wykresy temperatur węzłów odpowiadających umieszczeniu termoelementów, powierzchniowe rozkłady temperatur odpowiadające zdjęciom kamery termowizyjnej i zdjęcia rozkładów temperatury na przekroju odpowiadające zdjęciom makroskopowym [5÷7]. zawartość składników stopowych [%]  c mn si p s cr mo v 0,32 ÷ 0,42 0,2 ÷ 0,5 0,8 ÷ 1,2 max 0,030 max 0,030 4,5 ÷ 5,5 1,2 ÷ 1,5 0,3 ÷ 0,5 ścieg 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 moc lasera [w] 400 600 700 800 800 900 1000 1000 1100 1200 prędkość wiązki   [m/min] 0,2 0,6 0,6 0,6 0,8 0,8 0,8 1 1 1 energia liniowa   [j/cm] 1200 600 700 800 600 675 750 600 660 720 93przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 rys. 3. przebieg zmierzonych oraz obliczonych cykli cieplnych fig. 3. measured and calculated heat cycles wyniki i analiza na rysunku 3 przedstawiono przebiegi temperatur w wy branych punktach w czasie hartowania laserowego, jak i symulacji. cykle cieplne dla termoelementu 4 i węzła 4 wykazują duże pokrycie. jedynie obliczone cykle dla 3, 4, 5 i 6 ściegu są nieznacznie niższe wartość w całości zakresu. natomiast dla punktów 1, 2 i 3 wartości zmierzone znacznie różnią się od wyników symulacji. symulacja wykazuje znacznie wyższe wartości, a błąd wynosi miejscami 50%. ścieg 1 ścieg 3 ścieg 2 ścieg 4 ścieg 6ścieg 5 ścieg 7 termopara 1 termopara 3 termopara 2 termopara 4 węzeł 3węzeł 4 węzeł 2 węzeł 1 ścieg 8 94 przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 ścieg 1 ścieg 2 ścieg 3 na rysunku 4 przedstawiono porównanie zdjęć termograficznych (w lewych kolumnach) z rozkładem pół temperatur uzyskanym w wyniku symulacji (w prawych kolumnach). widoczna jest tu zależność kształtu pola temperatur od prędkości ruchu źródła po trajektorii. zarówno na zdjęciach termograficznych, jak i w wynikach symulacji zwiększenie prędkości przemieszczania źródła powoduje wydłużenie pola o temp. > 100 °c. na zdjęciach termograficznych widoczne jest znaczne zaszumienie spowodowane prawdopodobnie niejednorodnością współczynnika emisyjności. na rysunku 5 przedstawiono porównanie makrozgładów ściegów zahartowanych (naniesiono oznaczenie strefy zahartowanej) z rozkładem pól temperatur wyższych od 700 °c na przekroju przechodzącym przez środek źródła ciepła w czasie trwania procesu. we wszystkich ściegach widoczna jest duża korelacja pomiędzy kształtem i wymiarami strefy zahartowanej a polem osiągającym temperatury wyższe od 700 °c. rys. 4. zdjęcia termograficzne oraz rozkład pól temperatury będący wynikiem symulacji fig. 4. thermographic images and simulated temperature field distribution 95przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 literatura [1] j. dosset, g.e. totten: asm handbook volume 4a: steel heat treating fundamentals and processes; asm international, 2013. [2] r. villar, r. colaco, a. almeida: laser surface treatment of tool steels, laser processings: surface treatment and film deposition 1996, pp. 453-478. [3] m. tobar, c. alvarez, j. amado, a. ramil, e. saavedra, a yanez: laser transformation hardening of a tool steel: simulation-based parameter optimization and experimental results, surface & coatings technology 200 2006, pp. 6362–6367. [4] welding simulation user guide, sysweld manual esi group, 2016. podsumowanie wykresy cykli cieplnych nie wykazywały pełnego pokrycia, a rozbieżność pomiędzy symulacją a zarejestrowanymi parametrami rosła wraz ze zmniejszeniem głębokości pomiaru. wysoka zgodność pomiędzy kształtem przekroi temperaturowych i zdjęć termograficznych pozwala sądzić, iż błąd ten mógł być spowodowany błędami pomiaru temperatury. za przykład posłużyć może ścieg 10, w którym zarówno w symulacji, jak i na zgładzie stwierdzono, że pole zahartowane sięgać będzie ok. 0,6 mm w osi ściegu zahartowanego. w przypadku tym temperatura maksymalna osiągnięta w czasie symulacji na głębokości 0,5 mm wyniosła 813 °c, a maksymalna temperatura zmierzona termoelementem wyniosła jedynie 573 °c. błędu należałoby szukać tutaj w samej konstrukcji pomiaru. przygrzany kulisty termoelement styka się ograniczoną powierzchnią z próbką w wywierconym kanale. bezwładność cieplna termoelementu wraz z ograniczoną częstotliwością próbkowania powoduje zmniejszenie maksymalnej temperatury i zmniejszenie prędkości nagrzewania, a wywiercony kanał powoduje zmniejszenie prędkości chłodzenia obserwowanej na pomiarze cyklu cieplnego. nie zaobserwowano korelacji pomiędzy energią liniową a kształtem i wymiarami strefy zahartowanej, co znajduje potwierdzenie w praktyce, gdzie do zoptymalizowania technologii hartowania laserowego potrzeba wielokrotnych prób oraz dużego doświadczenia w prowadzeniu procesu. podsumowując, numeryczna symulacja metodą elementów skończonych pozwala na przewidywanie z dużą dokładnością objętościowego rozkładu pól temperatur w czasie hartowania laserowego, co w połączeniu z wiedzą inżynierską pozwala na optymalizację kształtu i wymiarów strefy zahartowanej. [5] t. kik, m. slovacek, j. moravec, m. vanek: numerical simulations of heat treatment processes, applied mechanics and materials, vols. 809-810, pp. 799-804, 2015, doi: 10.4028/www.scientific.net/amm.809-810.799 [6] bernard wyględacz, tomasz kik, symulacja numeryczna wpływu zmian warunków technologicznych na rozkład naprężeń i odkształceń wymiennika ciepła, przegląd spawalnictwa, 88, 2106 [7] w. wu, n. liang, c. gan, g. yu: numerical investigation on laser transformation hardening with different temporal pulse shapes; surface & coatings technology 200 2006, pp. 2686–2694 rys. 5. makrozgłady poprzeczne ściegów hartowanych (traw. nital) i rozkład temperatur na przekroju przechodzącym przez punkt najwyższej temperatury w czasie hartowania fig. 5. macroview of hardened seams cross-section (etching nital) and temperature distribution on cross-section on through highest temperature during hardening ścieg 4 ścieg 5 ścieg 6 ścieg 7 ścieg 8 ścieg 9 ścieg 10 201406_pspaw.pdf 48 przegląd spawalnictwa 6/2014 badania mikrostruktury oraz wybranych właściwości powłok stabilizowanego tlenku cyrkonu wytwarzanych metodą natryskiwania plazmowego z zawiesin the characterization of microstructure   and selected properties of zirconia coatings   obtained by suspension plasma spraying method streszczenie powłoki ceramiczne na bazie tlenku cyrkonu stabilizowanego tlenkiem itru (y2o3) są stosowane głównie jako bariery cieplne na powierzchniach elementów narażonych na działanie bardzo wysokich temperatur, m.in. łopatek turbin gazowych. przeprowadzone badania prezentują możliwości wytworzenia omawianych powłok z użyciem nowej metody – natryskiwania plazmowego z zawiesin. w celu wytworzenia powłok użyto proszku o handlowej nazwie tosoh tz-8ys o składzie chemicznym zro2 + 8% mol. y2o3 oraz submikrometrycznej wielkości cząsteczek. proces natryskiwania został przeprowadzony z użyciem dwóch stanowisk do natryskiwania, wyposażonych w różne palniki plazmowe (sg-100 firmy praixair oraz triplex firmy sulzermetco). w celu określenia mikrostruktury powłok zostały wykonane badania na mikroskopie świetlnym, skaningowym mikroskopie elektronowym (sem) oraz dyfraktometria rentgenowska (xrd). ponadto wykonano badania wybranych właściwości mechanicznych, m.in. przyczepności oraz kohezji powłok metodą testu zarysowania. słowa kluczowe: natryskiwanie plazmowe z zawiesin, stabilizowany tlenek cyrkonu, badania mikrostruktury, test zarysowania abstract ceramic coatings based on yttria stabilized zirconia, ysz, are mainly used as thermal barrier coatings on the surfaces of components exposed to very high temperatures, e.g. gas turbine blades. the presented researches are focused on suspension plasma spraying, sps, which can be used to produce above mentioned coatings. the commercial powder tosoh tz-8ys with a chemical composition of zro2 + 8% mol. y2o3 and submicrometric particles size was used to prepare the coatings. the spraying process was carried out with the use of two different spraying platforms, equipped with two different plasma torches (sg-100 of praixair and triplex of sulzermetco). to characterize the microstructure of coatings the optical microscopy, sem microscopy and xrd diffractometry were used. moreover, some mechanical properties, like adhesion and cohesion of coatings by scratch test method were also measured. keywords: suspension plasma spraying, stabilized zirconia, microstructure characterization, scratch test paweł sokołowski leszek łatka andrzej ambroziak mgr inż. paweł sokołowski, dr inż. leszek łatka, prof. dr hab. inż. andrzej ambroziak – politechnika wrocławska. autor korespondencyjny/corresponding author: pawel.sokolowski@pwr.wroc.pl 49przegląd spawalnictwa 6/2014 wstęp metoda natryskiwania plazmowego z zawiesin, sps (ang. suspension plasma spraying) umożliwia wytworzenie powłok, które ze względu na bardzo drobną strukturę, submikrometryczną, a nawet nanometryczną, wykazują wyjątkowe właściwości, np. mechaniczne [1, 2]. jest to stosunkowo nowa technika nanoszenia powłok, opracowana na uniwersytecie sherbrook w kanadzie w 1997 r. [3]. jej innowacją jest transport bardzo drobnych cząsteczek proszku w osłonie fazy ciekłej, a nie gazowej, jak w przypadku atmosferycznego natryskiwania plazmowego, aps (ang. atmospheric plasma spraying). poza tym proces sps jest konkurencyjny w stosunku do tradycyjnych metod otrzymywania nanostrukturalnych powłok, osadzania z fazy gazowej, pvd, cvd i ich pochodnych, których podstawowymi wadami są bardzo długi czas osadzania oraz niewielka grubość wytwarzanych powłok [2, 4, 5]. należy jednak podkreślić, że procesy występujące podczas natryskiwania plazmowego z zawiesin są o wiele bardziej skomplikowane niż w klasycznej odmianie aps [6, 7]. wstrzeliwanie zawiesiny zależy od konstrukcji palnika plazmowego, jednak w większości przypadków jest ono realizowane prostopadle do jego osi. ponadto możliwe jest zastosowanie układu rozpylającego lub dyszy formującej ciągły strumień kropli [8]. wstrzeliwanie musi zapewnić kroplom zawiesiny dotarcie do strefy wysokiej temperatury strumienia plazmy, aby dostarczyć odpowiednią ilość ciepła, niezbędną do przetopienia materiału [9]. zastosowanie drugiego sposobu skutkuje powstaniem unikalnej, tzw. dwustrefowej mikrostruktury [10, 11]. natryskane plazmowo z zawiesin powłoki stabilizowanego zro2 mogą być zastosowane głównie jako bariery cieplne, lecz również jako stałe elektrolity w ogniwach paliwowych [12, 13]. wynika to z lepszego uformowania lameli, ograniczonego powstawania mikropęknięć oraz łatwości kontroli porowatości powłok [14]. tlenek cyrkonu stabilizowany tlenkiem itru, ysz (ang. yttria stabilized zirconia) jest często stosowanym materiałem na bariery cieplne, tbc (ang. thermal barrier coatings) ze względu na bardzo dobre właściwości [15]. podstawowym problem takich powłok jest ich trwałość w bardzo wymagających warunkach pracy. aby sprostać wciąż rosnącym wymaganiom, np. wyższa temperatura pracy turbiny, która bezpośrednio przekłada się na zwiększenie jej wydajności, prace badawcze związane są z dwoma obszarami. jednym jest poszukiwanie nowych materiałów, np. stabilizacja tlenku cyrkonu pierwiastkami ziem rzadkich [16, 17]. drugim natomiast jest rozwój technologii otrzymywania powłok, które będą się charakteryzować lepszymi właściwościami [18, 19]. zauważono, że powłoki wytworzone metodą sps charakteryzują się niższą przewodnością cieplną w szerszym zakresie temperatur niż otrzymane techniką eb-pvd lub aps, jak również wykazują lepszą odporność na szoki termiczne [20, 21]. w pracy przedstawiono wyniki badań mikrostruktury oraz wybranych właściwości mechanicznych powłok tlenku cyrkonu stabilizowanego tlenkiem itru natryskiwanych plazmowo z zawiesin. opis eksperymentu przygotowanie proszku oraz zawiesiny wyjściowym materiałem był handlowy proszek tosoh tz-8ys o składzie chemicznym zro2 + 8% mol.y2o3 o średnim rozmiarze cząsteczek dv50 = 344 nm. badania rozkładu wielkości cząsteczek proszku zostały przeprowadzone metodą dynamicznego rozpraszania światła, dls (ang. dynamic light scattering), na urządzeniu zetasizer nano-zs (malvern instruments). strukturę proszku przedstawiono na rysunku 1 (skaningowy mikroskop elektronowy, sem, jeol jsm-7400). jak można zauważyć, cząsteczki proszku mają wielkość poniżej 500 nm. proszek miał strukturę kubiczną ze względu na wysoką zawartość itru. zawiesina użyta w procesie natryskiwania zawierała 5% wag. proszku, 47,5% wag. wody destylowanej oraz 47,5% wag. etanolu. ostatnim składnikiem był dyspergator (beycostat c213, ceca), który wpływał na polepszenie stabilności zawiesiny. zostało to potwierdzone wynikiem pomiaru potencjału zeta (ζ) wynoszącym -82,5 mv. wartość ta spełnia kryteria stabilności zawiesin (poniżej -30 mv lub powyżej +30 mv) [22]. rys. 1. proszek tosoh, sem (elektrony wtórne), pow. 20 000x fig. 1. the morphology of tosoh powder, sem (secondary electrons), mag. 20 000x dobór parametrów natryskiwania proces nanoszenia powłok wykonany został z użyciem dwóch różnych systemów do natryskiwania, wyposażonych w różne palniki plazmowe. pierwsze stanowisko zbudowane zostało z użyciem o jednokatodowego palnika sg-100 (praxair s.t., indianapolis, in, usa), który został zamontowany na ramieniu 5-osiowego, przemysłowego robota irb-6 (abb, zürich, szwajcaria). w czasie natryskiwania palnik przesuwał się nad stołem, na którym umieszczone były podłoża stalowe. natomiast do stołu została podłączona pompa próżniowa, która miała za zadanie unieruchomić podłoża w czasie procesu. stanowisko było ponadto wyposażone w system chłodzenia próbek sprężonym powietrzem w czasie natryskiwania – został zamocowany przy palniku, a także system monitorowania temperatury przy użyciu pirometru (rys. 2). wtryskiwacz zawiesiny umiejscowiony był wewnątrz palnika (tzw. wewnętrzny układ wstrzeliwania zawiesiny). 50 przegląd spawalnictwa 6/2014 drugie stanowisko wyposażone było w trzykatodowy palnik triplex (sulzer metco, szwajcaria). palnik ten w czasie natryskiwania był nieruchomy, natomiast podłoża stalowe umieszczone były w uchwycie, który wykonywał złożony ruch obrotowy i posuwisto-zwrotny (rys. 3). zamocowanie próbek, podobnie jak w poprzednim stanowisku, realizowane było z wykorzystarys. 2. stanowisko do natryskiwania wyposażone w palnik plazmowy sg-100: a) układ pneumatycznego podawania zawiesiny, b) widok palnika i zamocowanych próbek fig. 2. spraying platform with the sg-100 plasma torch: a) pneumatic system of suspension injection mode, b) the view of plasma torch and samples niem pompy próżniowej. stanowisko do natryskiwania było wyposażone również w układ chłodzenia sprężonym powietrzem oraz w system bezkontaktowego pomiaru temperatury. ponadto, w odróżnieniu do palnika sg-100, wtryskiwacz zawiesiny umiejscowiony był tu poza palnikiem plazmowym (tzw. zewnętrzny układ wstrzeliwania). rys. 3. stanowisko do natryskiwania wyposażone w palnik plazmowy triplex fig. 3. spraying platform with the triplex plasma torch a) b) 51przegląd spawalnictwa 6/2014 palnik sg-100, praixair triplex, sulzer parametr, jednostka wartość wartość moc elektryczna, kw 40 45 skład gazów plazmowych ar + h2 ar wydatek gazów, l/min 45 + 5 50 odległość natryskiwania, mm 40 70 prędkość liniowa palnika, mm/s 500 1000 liczba cykli natryskiwania w zależności od przebiegu procesu, po każdym cyklu proces był przerywany i podłoża były chłodzone do ok. 50 °c w zależności od przebiegu procesu. kiedy temperatura osiągała 500 °c, proces był przerywany i podłoża były chłodzone do ok. 150 °c odległość pomiędzy kolejnymi przejściami palnika, mm 3 10 średnica otworu wtryskiwacza, mm 0,50 0,15 ciśnienie wstrzeliwania zawiesiny, mpa 0,04 0,55 tablica i. zestawienie parametrów natryskiwania table i. spray parameters used to produce coatings ze względu na duże różnice w budowie stanowisk i samych palników parametry natryskiwania zostały dobrane niezależnie dla dwóch stanowisk. parametry zostały przedstawione w tablicy i, natomiast najważniejsze różnice dotyczyły: składu i wydatku gazów plazmowych, odległości natryskiwania, średnicy wtryskiwacza oraz zastosowanego ciśnienia wstrzeliwania zawiesiny. proces realizowany był do momentu osiągnięcia grubości powłok na poziomie 50 µm. z kolei przygotowanie podłoży stalowych (stal chromowo-niklowa o strukturze austenitycznej, x2crni 19-11, wg pn-en 10088-1:2007) przed procesem natryskiwania obejmowało szlifowanie z użyciem papieru ściernego o granulacji 320. ponadto bezpośrednio przed nanoszeniem powłok podłoża były czyszczone w wannie ultradźwiękowej z użyciem etanolu. badania mikrostruktury powłok istotnym elementem badań było scharakteryzowanie najistotniejszych właściwości mikrostruktury powłok, tj.: grubości, porowatości, morfologii powłok oraz ich składu fazowego. grubość powłok została zmierzona na przekrojach poprzecznych zarejestrowanych z użyciem mikroskopu świetlnego (olympus ck 40m). pomiary prowadzone były w trzech obszarach próbek, w każdym wykonano 5 pomiarów. na podstawie wykonanych pomiarów zostało również określone odchylenie standardowe grubości powłok. z kolei porowatość powłok została ustalona na podstawie analizy zdjęć z mikroskopu skaningowego (philips xl 30). pomiary prowadzone były w 5 różnych miejscach powłok przy stałym powiększeniu. podobnie jak w przypadku grubości powłok, na podstawie pomiarów obliczono również odchylenie standardowe porowatości powłok. budowa powłok została scharakteryzowana również przy użyciu mikroskopii sem, zdjęcia zostały wykonane na przekroju poprzecznym powłok z użyciem detektora elektronów wstecznie rozproszonych. ponadto w celu określenia składu fazowego powłok zostały wykonane pomiary z użyciem dyfraktometrii rentgenowskiej xrd (bruker d8 advance). wspomniany dyfraktometr pracuje zgodnie z geometrią bragga-brentany (theta-2theta). widmo promieniowania rentgenowskiego (promieniowanie cukα1) zarejestrowane zostało w zakresie kątów 2θ od 15 do 120°. analiza jakościowa została przeprowadzona z użyciem specjalnego programu diffrac+eva software z wykorzystaniem międzynarodowej bazy danych wzorców dyfrakcyjnych jcpds-icdd. badania właściwości mechanicznych ostatni etap badań dotyczył scharakteryzowania przyczepności powłok do podłoża (adhezji) oraz sił spójności materiału powłoki (kohezji). w obu przypadkach wykorzystano test zarysowania (ang. scratch test), z tym że pomiary wykonywane były przy różnych parametrach w celu określenia wspomnianych właściwości powłok. w każdym przypadku wykonane zostały trzy pomiary. pomiary przyczepności powłok realizowane były przy narastającym obciążeniu od 0,9 do 200 n. zakres sił odpowiadał minimalnej oraz maksymalnej sile możliwej dla wykorzystywanego urządzenia pomiarowego (revetest, rst, csm instruments). wspomniane urządzenie wyposażone było we wgłębnik vickersa o promieniu zaokrąglenia 200 µm. rysy wykonywane były na długości 10 mm z prędkością przesuwu wgłębnika 5 mm/min. z kolei siłę krytyczną, która odpowiadała adhezji naniesionych powłok, odczytywano w miejscu, gdzie następowały pierwsze widoczne uszkodzenia powłoki. 52 przegląd spawalnictwa 6/2014 w przypadku pomiarów kohezji powłok zastosowane zostało stałe obciążenie wgłębnika wynoszące 30 n, a promień jego zaokrąglenia wynosił 50 µm. długość rysy nie uległa zmianie. w oparciu o wartość przyłożonej siły oraz szerokość szczeliny powstałej podczas zarysowania powłoki możliwe było wyliczenie sił kohezji. w tym celu użyto poniższego wzoru (tzw. scratch hardness), który można wykorzystać do obliczeń kohezji powłok (zgodnie z normą astm g171-03): hsl = 8 ∙ l π ∙ d 2 gdzie: hsl – twardość opisująca kohezję w warstwie (scratch hardness) pa l – przyłożona siła n d – szerokość kanału rysy m. wyniki badań mikrostruktura powłok wykonane badania dotyczące określenia mikrostruktury powłok pokazały, że osiągnięto zakładaną grubość powłok. na podstawie analizy komputerowej zdjęć wykonanych z użyciem mikroskopu skaningowego stwierdzono, że powłoki charakteryzowały się znaczną porowatością, wynoszącą odpowiednio 18,8% oraz 16,7% dla palników sg-100 oraz triplex (tabl. ii). warto zwrócić uwagę na fakt, że powłoki wytworzone z użyciem jednokatodowego palnika sg-100 charakteryzowały się większym odchyleniem standardowym zarówno w przypadku pomiarów grubości, jak i porowatości. ponadto analiza zdjęć sem pozwoliła stwierdzić, że powłoki natryskiwane z użyciem palnika sg-100 odznaczają się bardziej rozwiniętą powierzchnią oraz bardziej nieregularną strukturą niż powłoki wykonane na stanowisku triplex. bardzo interesujący okazał się rozkład porów w powłokach uzyskanych na stanowisku triplex, które były ułożone prostopadle do podłoża. powłoki nie wykazały pęknięć ani nieciągłości na całym przekroju (rys. 4). w dalszej kolejności przeprowadzone zostały badania xrd przygotowanych powłok. po procesie natryskiwania powłoki charakteryzowały się nadal strukturą w pełni regularną. tablica ii. wyniki pomiarów grubości oraz porowatości powłok table ii. the results of thickness and porosity measurements palnik plazmowy grubość, μm grubość σ, μm porowatość, % porowatość σ, % sg-100 54,1 4,7 18,8 2,1 triplex 51,2 4,0 16,7 1,5 właściwości mechaniczne badania wykonane w celu określenia przyczepności powłok wykazały, że pierwsze oznaki uszkodzenia powłok nastąpiły przy dość wysokich siłach obciążających. w przypadku powłok wykonanych z użyciem palnika sg-100 było to nawet 150 n, natomiast dla powłok naniesionych z użyciem palnika triplex wartość siły krytycznej, lc, nie przekroczyła 100 n (rys. 5). różnice zanotowane w poszczególnych pomiarach adhezji były dość podobne, co skutkowało odchyleniem standardowym na poziomie 10% wartości mierzonych. warto odnotować fakt, że charakter uszkodzenia powłok był bardzo lokalny, w całym zakresie pomiarowym nie zaobserwowano całkowitego zerwania powłoki z podłoża stalowego. rys. 4. mikrostruktura powłok wytworzonych z użyciem: a) palnika sg-100, b) palnika triplex (sem, elektrony wtórne) fig. 4. the microstructure of coatings deposited by: a) sg-100, b) triplex plasma torch (sem, secondary electrons) a) b) 53przegląd spawalnictwa 6/2014 podobnie jak w przypadku wartości przyczepności, tak również siły spójności okazały się wyższe dla powłok naniesionych z użyciem palnika sg-100, dla których parametr hsl opisujący wartość kohezji osiągnął wartości ponad 3 gpa (rys. 6). w przypadku powłok rys. 5. siła krytyczna lc, opisująca adhezję: a) wyniki pomiarów, b) miejsce określenia siły krytycznej fig. 5. critical load lc, described adhesion: a) measurements results, b) place of the failure of coatings a) b) rys. 6. kohezja w powłokach: a) wyniki pomiarów, b) widok szerokości kanału rysy fig. 6. cohesion in the coatings: a) measurements results, b) the view of the scratchs’ width wykonanych na stanowisku wyposażonym w palnik trzykatodowy wartości wspomnianego parametru były na poziomie 2,75 gpa. uzyskane wartości także zmieniały się w niewielkim zakresie, o czym świadczą stosunkowo małe wartości odchylenia standardowego. a) b) omówienie wyników wnikliwa analiza mikrostruktury powstałych powłok wykazała obecność tzw. dwustrefowej mikrostruktury [10], charakterystycznej dla natryskiwania metodą sps. porowatość, mimo że jest na poziomie kilkunastu procent, charakteryzuje się mikrometrycznymi wymiarami porów. w poprzednich badaniach zauważono, że pomimo wysokiej porowatości (mikroporowatości), wartość przewodności cieplnej natryskiwanych powłok była wyraźnie niższa niż dla powłok natryskiwanych metodą aps czy eb-pvd, szczegóły w [23]. właściwości mechaniczne badanych powłok, określone w teście zarysowania, nie wykazały znaczących różnic (dla pojedynczej próbki). może to świadczyć o dobrej jednorodności otrzymanych powłok oraz izotropii wyższej od wspomnianych właściwości. pomimo większej wartości porowatości, powłoki natryskiwane palnikiem sg-100 wykazują lepsze właściwości mechaniczne od otrzymanych przy zastosowaniu palnika triplex. prawdopodobnie wynika to z mniejszej odległości natryskiwania (tabl. i), która spowodowała lepsze połączenia pomiędzy lamelami oraz przetopionymi lamelami a podłożem. autorzy składają podziękowania prof. lechowi pawłowskiemu za użyteczne dyskusje oraz możliwość przeprowadzenia części badań na uniwersytecie limoges we francji. autorzy składają podziękowania firmie labsoft za udostępnienie urządzenia pomiarowego revestest (csm instrument). 54 przegląd spawalnictwa 6/2014 podsumowanie metodą natryskiwania plazmowego z zawiesin wytworzono powłoki tlenku cyrkonu stabilizowanego tlenkiem itru. fazę stałą w zawiesinie stanowił submikrometryczny proszek o handlowej nazwie tosoh tz-8ys, natomiast faza ciekła to mieszanina wody destylowanej i etanolu (w stosunku wagowym 1:1). do natryskiwania powłok wykorzystano dwa różne stanowiska (palniki plazmowe, sposób podawania zawiesiny, ruch palnika względem podłoża) i określono osobno dla każdego z nich parametry procesu. mikrostrukturę otrzymanych powłok analizowano przy użyciu skaningowego mikroskopu elektronowego oraz dyfraktometrii rentgenowskiej. powłoki miały średnią porowatość 18,8% (sg-100) oraz 16,7% (triplex). struktura powłok była regularna. właściwości mechaniczne określono w teście zarysowania. wartości siły krytycznej, jak i parametru opisującego kohezję były większe dla powłok natryskiwanych palnikiem sg-100. wynika to prawdopodobnie z krótszej odległości natryskiwania. przyszłe badania powinny dotyczyć pomiarów twardości (mikrotwardości) oraz określenia modułu sprężystości podłużnej powłok. literatura [1] kelsall r.w., hamley i.w., geoghegan m.: nanotechnologie, pwn, warszawa, 2008. [2] pawłowski l.: the science and engineering of thermal spray coatings, 2nd ed. wiley, chichester, england, 2008. [3] gitzhofer f., bouyer e.: boulos m.i., suspension plasma spraying, us patent no. 5 609 921, 1997. [4] lima r.s., marple b.r.: thermal spray coatings engineered from nanostructured ceramic aglomerated for structural, thermal barrier and biomedical applications: a review, journal of thermal spray technology, 16 (2007), 40-63. [5] clake d.r., levi c.g.: materials design for the next generation thermal barrier coatings, annual review of materials science, 33 (2003), 383-417. [6] delbos c., fazilleau j., rat v., coudert j.f., fauchais p., pateyron b.: phenomena in-volved in suspension plasma spraying, part 2: zirconia particle treatment and coating for-mation, plasma chemistry and plasma processing, 26 (2006), 393-414. [7] fauchais p., etchart-salas r., rat v., coudert j.f., caron n., wittmann-teneze k.: parameters controlling liquid plasma spraying: solutions, sols or suspensions, journal of ther-mal spray technology, 17 (2008), 31-59. [8] pawłowski l.: finely grained nanometric and submicrometric coatings by thermal spraying: a review, surface and coatings technology, 202 (2008), 4318-4328. [9] łatka l., kozerski s., pawłowski l., chicot d.: właściwości mechaniczne warstw hydroksyapatytu natryskanych plazmowo z zawiesin, przegląd spawalnictwa, 9 (2012), 73-78. [10] kozerski s., pawłowski l., jaworski r., roudet f., petit f.: two zones microstructure of suspension plasma sprayed hydroxyapatite coatings, surface and coatings technology, 204 (2010) 1380-1387. [11] łatka l., goryachev s., kozerski s., pawłowski l.: sintering of fine particles in suspension plasma sprayed coatings, materials (open access journal) 3 (2007), 3845-3866. [12] vassen r., kassner h., mauer g., stoever d.: suspension plasma spraying: process characteristics and applications, journal of thermal spray technology, 19 (2010), 219-225. [13] killinger a., gadow r., mauer g., guignard a., vassen r., stover d.: review of new developments in suspension and solution precursor thermal spray processes, journal of ther-mal spray technology, 20 (2011), 677-695. [14] fauchais p., montavon g.: latest developments in suspension and liquid precursor thermal spraying, journal of thermal spray technology, 19 (2010), 226-239. [15] vassen r., stoever d.: conventional and new materials for thermal barrier coatings in func-tional gradient materials and surface layers prepared by fine particles technology, nato sci-ence series, 16 (2001), 199-216. [16] cao x.q., vassen r., stoever d.: ceramic materials for thermal barrier coatings, journal of the european ceramic society, 24 (2004), 1-10. [17] pawłowski l.: strategic oxides for thermal spraying: problems of availability and evolution of prices, surface and coatings technology, 220 (2013), 14-19. [18] jordan e.h., xie l., ma x., gell m., padture n.p., cetegen b., oztruk a., roth j., xiao t.d., bryant p.e.c.: superior thermal barrier coatings using solution precursor plasma spray, journal of thermal spray technology, 13 (2004), 57-65. [19] bacciochini a., ben-ettouil f., brousse e., ilavsky j., montavon g., denoirjean a., valette s., fauchais p.: quantification of void network of as-sprayed and annealed nanostructured ysz deposits manufactured by suspension plasma spraying, surface and coatings technology, 205 (2010), 683-689. [20] padture n.p., schlichting k.w., bhaitia t., oztruk a., cetegen b., jordan e.h., gell m., jiang s., xiao t.d., strutt p.r., garcia e., miranzo p., osendi m.i.: towards durable thermal barrier coatings with novel microstructures deposited by solution precursor plasma spray, actamaterialia, 49 (2001), 2251-2257. [21] american ceramic society, progress in thermal barrier coatings, wiley, chichester, england, 2009. [22] zetasizer nano series, chapter 16, zeta potential theory. [23] łatka l., cattini a., pawłowski l., valette s., patezron b., lecompte j.p. ,kumar r., denoirjean a.ł.: thermal diffusivity and conductivity of yttria stabilized zirconia coatings obtained by suspension plasma spraying, surface and coatings technology, 208 (2012), 87-91. ps 12 2017 www.pdf 21przegląd  spawalnictwa vol. 89 12/2017 wpływ rodzaju zanieczyszczenia powierzchni   odlewu ze staliwa lh14 na jakość napoin   wykonanych elektrodą otuloną influence of the type of surface contamination of cast steel lh14 on the quality of padding welds made by coated electrode mgr inż. jacek tomków, dr inż. jacek haras – politechnika gdańska. autor korespondencyjny/corresponding author: jacek.tomkow@pg.edu.pl streszczenie napawanie jest szeroko stosowaną metodą naprawiania powierzchni. pozwala między innymi na uzupełnienie miejsc, w których uprzednio wystąpiły wżery korozyjne. techniki napawania wykorzystywane są również do przywracania pierwotnego kształtu zużytych części. w pracy wykonano badania napoin wykonanych elektrodami otulonymi na czołowych powierzchniach cylindrycznych próbek ze staliwa lh14. proces wykonywano dwoma rodzajami elektrod: castolin 6601 (przeznaczoną do napawania staliwa) oraz castolin xuper nucelotec 2222 (do łączenia elementów o dużych gabarytach wykonanych ze stali nierdzewnej, staliwa, bądź żeliwa). niektóre powierzchnie przed wykonaniem procesu celowo zanieczyszczono, bądź napawano nieprawidłową techniką. miało to na celu wywołanie niezgodności spawalniczych. próbki poddano następnie badaniom wizualnym oraz penetracyjnym. po badaniu penetracyjnym wykonano planowanie czoła na głębokość 1 mm. wynikało to z faktu, iż po naprawach regeneracyjnych następuje najczęściej usunięcie nadmiaru napawanego materiału. następnie wykonano drugie badanie penetracyjne, które miało na celu wskazanie obecności ewentualnych niezgodności. wykazano, iż próbki napawane elektrodą przeznaczoną do tego procesu miały o 35% mniej niezgodności, niż wykonane elektrodą do spawania. potwierdzono również, iż zanieczyszczenie powierzchni znacząco wpływa na powstanie niezgodności. cześć z nich miała charakter powierzchowny i nie występowała po typowym dla tej metody naprawczej, usuwaniu nadmiaru materiału. słowa  kluczowe: napawanie; elektrody otulone; odlew; badania nieniszczące abstract pad welding is one of the most common method to repair the surfaces. it helps to recover areas where corrosive wear occurred. it is also used as a method to restore the original shape of worn parts. in this work pad welding on the face on cylindrical specimens of lh14 cast steel made by coated electrodes were carried. for process two types of electrodes were used – castolin 6601 for pad welding of cast steel and castolin xuper nucelotec 2222 for welding large components made of stainless steel, cast steel or cast iron. some surfaces were contaminated before the process and others were welded by wrong technique to occur imperfections in specimens. than samples were subjected to visual and penetrant testing. after the penetrant testing, the forehead was 1 mm deep planned. this was due to the fact that after regeneration processes excess material is often removed. the second penetrant testing was then performed to demonstrate the presence of possible defects. it was found that the samples pad welded with the electrodes for pad welding have 35% less imperfections than the samples made by electrodes for welding. it has also been shown that surface contamination significantly affects to increase number of imperfections. some of them were superficial and did not appear after the typical repair method, removing excess material. keywords: pad welding; covered electrodes; cast steel; nondestructive testing jacek tomków, jacek haras przeglad welding technology review doi: http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v89i12 .842 22 przegląd  spawalnictwa vol. 89 12/2017 były elektrody w otulinie zasadowej castolin xuper nucleotec 2222 o średnicy 3,2 mm, przeznaczone do łączenia elementów o znacznych gabarytach wykonanych ze stali nierdzewnej, staliwa, bądź żeliwa. właściwości zastosowanych materiałów dodatkowych zaprezentowano w tablicy ii. tablica i. skład chemiczny i właściwości mechaniczne staliwa lh 14 table i. chemical composition and mechanical properties of lh 14 cast steel tablica  ii. właściwości mechaniczne zastosowanych materiałów dodatkowych table ii. mechanical properties of filler materials wstęp modyfikowanie powierzchni materiałów metalowych jest szeroko stosowanym zabiegiem w procesie wytwarzania i naprawiania maszyn [1,2]. wśród metod regeneracji powierzchni najszersze zastosowanie znalazły natryskiwanie cieplne oraz napawanie [3,4]. wynika to z faktu, że są one traktowane jako metody głównie naprawcze, pozwalające na regenerowanie zużytych części, bez konieczności ich wymiany, często bezpośrednio w środowisku pracy danej maszyny, bądź konstrukcji. w przypadku napawania stosuje się wiele technik spawalniczych. w obecnych czasach szerokie zastosowanie znajduje przetapianie powierzchni materiału z wykorzystaniem wysokowydajnych laserów [11]. metodami wykorzystywanymi do regeneracji poprzez napawanie są również napawanie plazmowe [7], tig [5], czy mig [8]. sam proces napawania znalazł zastosowanie w wielu gałęziach przemysłu. można go spotkać w przemyśle cementowym, gdzie wykorzystuje się trudnościeralne warstwy napawane, narażone na oddziaływanie wysokich nacisków oraz występowanie dużego tarcia [9]. proces ten wykorzystywany jest rów nież ze względów ekonomicznych w przemyśle energetycznym w wymiennikach ciepła, które są eksploatowane w warunkach agresywnych chemicznie, np. w środowisku siarkowodoru, gdzie wykorzystuje się napawanie do wytworzenia warstw bimetalicznnych [10]. napawanie wykorzystywane jest również szeroko do regeneracji zaworów silników okrętowych [11]. stwierdzić można, iż procesy napawania zyskują coraz większe zastosowanie w konstrukcjach hydroi oceanotechnicznych, zarówno podczas spawania na powietrzu, jak i w procesach realizowanych w środowisku wodnym [12]. wynika to z faktu szerokiego stosowania materiałów odlewanych w takich konstrukcjach. skutkowało to koniecznością powstania przepisów dotyczących stosowania materiałów odlewniczych, które zebrano w zaleceniach okrętowych towarzystw klasyfikacyjnych, jak american bureau of shipping (abs), czy det norske veritas (dnv). w przepisach abs zamieszczono zalecenia odnośnie materiałów, jakie można używać na konkretne wyroby. przepisy te wyróżniają wytyczne m.in. na: elementy staliwne kadłubów statków; elementy staliwne wyposażenia statków; maszyny, kotły, elementy ciśnieniowe oraz rurociągi wykonane ze staliwa; maszyny, kotły, elementy ciśnieniowe oraz rurociągi wykonane z żeliwa oraz elementy maszynowe wykonane z brązu. ponadto ściśle określono jakimi rodzajami badań należy te wyroby testować [13]. dnv skupia się przede wszystkim na zasadach przeprowadzania badań nieniszczących, tj. badań: wizualnych, penetracyjnych, prądami wirowymi, magnetycznoproszkowych, radiograficznych oraz ultradźwiękowych [14]. badania własne celem badań było określenie wpływu rodzaju zanieczyszczenia powierzchni odlewu na wykrywalność niezgodności podczas badań nieniszczących. ponadto dokonana została ocena jakości napoin wykonanych dwoma elektrodami o różnych przeznaczeniach. do badań wykorzystano cylindryczne próbki wykonane ze staliwa lh 14. skład chemiczny oraz właściwości mechaniczne tego materiału zaprezentowano w tablicy i. próbki miały średnicę ok. 30 mm, grubość 20 mm i były napawane ze średnimi wartościami natężeń prądu z zakresów zalecanych przez producenta elektrod. do napawania przygotowanych próbek użyto dwóch rodzajów materiałów dodatkowych. pierwszym były rutylowo-zasadowe elektrody castolin6601 o średnicy 2,5 mm. elektrody przeznaczone są do spawania i napawania stali niestopowych oraz niestopowego staliwa. drugim materiałem skład chemiczny [%] c si mn p 0,15÷0,30 <0,7 0,4÷0,8 <0,035 s cr ni <0,035 12÷15 <1 własności mechaniczne re [mpa] rm [mpa] a5 [%] >295 490÷690 >15 z [%] kcu [j/cm2] hb >50 30 140÷200 elektroda castolin 6601 e 38 0 rc 11 re [mpa] rm [mpa] a5 [%] kcu [j/cm2] >380 >470 20 47 elektroda castolin xuper nucleotec 2222 e ni 1 re [mpa] rm [mpa] a5 [%] kcu [j/cm2] ~390 ~670 45 130 wykonanie napoin próbki napawano wedle planu zaprezentowanego w tablicy iii. miał on na celu późniejszą ocenę wpływu sposobu zanieczyszczenia napawanej powierzchni oraz wykazanie ewentualnych różnic podczas wykonywania procesu różnymi materiałami dodatkowymi. w przypadku użycia elektrod castolin 6601 stosowano prąd stały u biegunowości ujemnej o natężeniu 80 a, za wyjątkiem próbki 11, gdzie zastosowano prąd o natężeniu 60 a (poniżej zaleceń producenta), natomiast w przypadku castolin xuper nucleotec 2222 prąd o natężeniu 100 a. podczas wykonywania napoin napotkano na liczne problemy. najczęstszym była trudność w zajarzeniu łuku, co wystąpiło dla próbek pokrytych tłuszczem, topnikiem do spawania metodą saw, warstwą wody, farbą z markera oraz dla próbki ze zbyt małymi parametrami prądowymi. ponadto nastąpił problem ze stabilnością jarzenia się łuku spawalniczego podczas procesu (próbki 5, 6, 11, 13 i 14). w przypadku próbki pokrytej topnikiem lutowniczym, zajarzenie łuku nastąpiło po bardzo wielu próbach, a sam łuk odchylał się podczas napawania, czemu towarzyszyły również liczne rozpryski. duże problemy pojawiły się także dla próbki pokrytej pastą miedzianą, która uległa zapłonowi, co znacznie ograniczało widoczność i utrudniało prowadzenie procesu. w pozostałych przypadkach proces przebiegał stabilnie. 23przegląd  spawalnictwa vol. 89 12/2017 tablica iv. wyniki badań wizualnych table iv. results of visual testing tablica iii. plan wykonania próbek table iii. specimens plan of pad welding po napawaniu próbki poddano badaniom nieniszczącym. w pierwszej kolejności wykonane zostały badania wizualne wg pn-en iso 17637:2011 [15]. następnie wykonano dwie serie badań penetracyjnych wg pn-en iso 3452-1:2013-08 [16]. w pierwszej badano napoiny, przed drugą wykonano planowanie powierzchni na głębokość 1 mm. wynikało to z faktu, iż po naprawach regeneracyjnych następuje najczęściej usunięcie nadmiaru napawanego materiału. wyniki badań wizualnych badania wizualne ujawniły występowanie wielu niezgodności na napawanych próbkach. najczęściej występującymi były otwarte powierzchniowo pęcherze oraz przyklejenia. przykładowe wyniki badań wizualnych przedstawiono na rysunku 1. w tablicy iv zaprezentowano zestawienie wyników badań wizualnych. nr próbki warunki napawania elektroda 1 wykonana prawidłowo castolin 6601 2 wykonana prawidłowo castolin xuper nucleotec 2222 3 nieoszlifowana castolin 6601 4 nieoszlifowana castolin xuper nucleotec 2222 5 pokryta smarem castolin 6601 6 pokryta smarem castolin xuper nucleotec 2222 7 po napawaniu włożona do wody castolin 6601 8 po napawaniu włożona do wody castolin xuper nucleotec 2222 9 pokryta topnikiem do spawania metodą saw castolin 6601 10 pokryta topnikiem do spawania metodą saw castolin xuper nucleotec 2222 11 zbyt niska wartość natężenie prądu castolin 6601 12 pokryta warstwą wody wodociągowej castolin 6601 13 pokryta topnikiem lutowniczym castolin 6601 14 pokryta farbą z markera castolin 6601 15 pokryta pastą miedzianą castolin 6601 nr  próbki wykryte niezgodności warunki napawania elektroda 1 brak wykonana prawidłowo castolin 6601 2 pęknięcie 3 mm wykonana prawidłowo castolin xuper nucleotec 2222 3 otwarte powierzchniowo pęcherze nieoszlifowana castolin 6601 4 otwarte powierzchniowo pęcherze nieoszlifowana castolin xuper nucleotec 2222 5 nierówność lica o długości 3 mm pokryta smarem castolin 6601 6 otwarty powierzchniowo pęcherz, przyklejenie na 40% długości krawędzi pokryta smarem castolin xuper nucleotec 2222 7 otwarte powierzchniowo pęcherze po napawaniu włożona do wody castolin 6601 8 wypłynięcie napoiny poza próbkę, otwarte powierzchniowo pęcherze, poprzeczne pęknięcie na 80% szerokości napoiny po napawaniu włożona do wody castolin xuper nucleotec 2222 wyniki badań penetracyjnych przeprowadzono dwie serie badań penetracyjnych. jedna bez obróbki napoiny, druga po planowaniu czoła na głębokość 1 mm. w wielu przypadkach wykazano, iż wskazania ujawnione w pierwszej serii zostały uwidocznione również po przeprowadzonej obróbce. jest to jednoznaczne z faktem, iż niezgodności miały charakter nie tylko powierzchniowy, ale pojawiały się w głębi napawanego materiału. zrealizowane badania wykazały obecność przyklejeń oraz pęcherzy w większości próbek. brak wskazań po planowaniu czoła zanotowano w próbkach wykonanych prawidłową techniką oraz w próbce, którą pokryto topnikiem lutowniczym, mimo iż podczas jej wykonywania zajarzenie łuku spawalniczego przysporzyło najwięcej problemów. przykładowe wyniki badań penetracyjnych przedstawiono na rysunku 2. w tablicy v zaprezentowano zestawienie wyników badań penetracyjnych. 24 przegląd  spawalnictwa vol. 89 12/2017 rys. 1. przykładowe wyniki badań wizualnych: a) próbka 1 (wykonana prawidłowo), brak niezgodności – castolin 6601; b) próbka 8 (gwałtownie chłodzona), wypłynięcie napoiny poza próbkę, wynikające z błędu spawacza (3), otwarte powierzchniowo pęcherze (1), poprzeczne pęknięcie na 80% szerokości napoiny (2) – castolin xuper nucleotec 2222; c) próbka 11 (zbyt niska wartość natężenia prądu), wklęśnięcie lica (1), otwarte powierzchniowo pęcherze (3), przyklejenie o długości 2 mm (2) – castolin 6601; d) próbka 15 (pokryta pastą miedzianą), otwarte powierzchniowo pęcherze (1), przyklejenie na 70% długości krawędzi (2) – castolin 6601 fig. 1. exemplary results of the visual testing: a) sample 1 (done correctly), no imperfections – castolin 6601; b) sample 8 (rapidly cooled), outflow of the padding weld outside of the sample because of the welder’s mistake (3), surface open blisters (1), transverse crack on 80% of the width of the weld (2) – castolin xuper nucleotec 2222; c) sample 11 (too low current value), incompletely filled groove (1), surface open blisters (3), incomplete fusion on the length of 2 mm (2) – castolin 6601; d) sample 15 (covered with copper paste), surface open blisters (1), incomplete fusion on 70% of the edge length (2) – castolin 6601 nr  próbki wykryte niezgodności warunki napawania elektroda 9 nierówność lica o długości 2 mm, przyklejenie na 15% długości krawędzi pokryta topnikiem do spawania metodą saw castolin 6601 10 otwarte powierzchniowo pęcherze, przyklejenie na 15% długości krawędzi pokryta topnikiem do spawania metodą saw castolin xuper nucleotec 2222 11 nierówność lica, otwarte powierzchniowo pęcherze, przyklejenie na 15% długości krawędzi zbyt niska wartość natężenia prący castolin 6601 12 nierówność lica pokryta warstwą wody wodociągowej castolin 6601 13 nierówność lica, przyklejenie na 20% długości krawędzi pokryta topnikiem lutowniczym castolin 6601 14 otwarte powierzchniowo pęcherze, pęknięcia lica pokryta farbą z markera castolin 6601 15 otwarte powierzchniowo pęcherze, przyklejenie na 70% długości krawędzi pokryta pastą miedzianą castolin 6601 cd. tablica iv. wyniki badań wizualnych cont. table iv. results of visual testing 1 1 1 2 2 2 3 3 a) c) b) d)   10 mm   10 mm   10 mm   10 mm 25przegląd  spawalnictwa vol. 89 12/2017 rys. 2. wyniki badań penetracyjnych, przed obróbką lica: a) próbka 10 (pokryta topnikiem do spawania metodą saw), otwarte powierzchniowo pęcherze (1), przyklejenie na 60% długości krawędzi – castolin xuper nucleotec 2222; b) próbka 13 (pokryta topnikiem lutowniczym), otwarte powierzchniowo pęcherze, przyklejenie na 35% długości krawędzi – castolin 6601; po obróbce lica: c) próbka 10, przyklejenie (1), wada wewnętrzna odlewu (2) fig. 2. results of penetration tests, before face deep planed: a) sample 10 (covered with saw welding flux), surface open blisters (1), incomplete fusion on 60% of the edge length – castolin xuper nucleotec 2222; b) sample 13 (covered with solder flux), surface open blisters, incomplete fusion on 35% of the edge length – castolin 6601; after face deep planed: c) sample 10, incomplete fusion (1), internal defect of casting (2) tablica v. wyniki badań penetracyjnych table v. results of penetrant testing nr  próbki wykryte niezgodności przed obróbką lica wykryte niezgodności po  obróbce lica warunki napawania elektroda 1 brak brak wykonana prawidłowo castolin 6601 2 otwarte powierzchniowo pęcherze i przyklejenie brak wykonana prawidłowo castolin xuper nucleotec 2222 3 otwarte powierzchniowo pęcherze, przyklejenie na 50% długości krawędzi przyklejenie nieoszlifowana castolin 6601 4 skupisko otwartych powierzchniowo pęcherzy pęcherze nieoszlifowana castolin xuper nucleotec 2222 5 przyklejenie na 15% długości krawędzi przyklejenie pokryta smarem castolin 6601 6 otwarte powierzchniowo pęcherze, przyklejenie na 30% długości krawędzi przyklejenie pokryta smarem castolin xuper nucleotec 2222 7 przyklejenie na 15% długości krawędzi przyklejenie po napawaniu włożona do wody castolin 6601 8 otwarte powierzchniowo pęcherze, przyklejenie na 100% długości krawędzi przyklejenie, pęcherze po napawaniu włożona do wody castolin xuper nucleotec 2222 9 przyklejenie na 50% długości krawędzi przyklejenie, pęknięcia pokryta topnikiem do spawania metodą saw castolin 6601 10 otwarte powierzchniowo pęcherze, przyklejenie na 60% długości krawędzi przyklejenie pokryta topnikiem do spawania metodą saw castolin xuper nucleotec 2222 11 otwarte powierzchniowo pęcherze, przyklejenie na 50% długości krawędzi przyklejenie zbyt niska wartość natężenia prądu castolin 6601 12 przyklejenie na 20% długości krawędzi przyklejenie pokryta warstwą wody wodociągowej castolin 6601 13 otwarte powierzchniowo pęcherze, przyklejenie na 35% długości krawędzi brak pokryta topnikiem lutowniczym castolin 6601 14 przyklejenie na 60% długości krawędzi przyklejenie pokryta farbą z markera castolin 6601 15 60% powierzchni lica zawierające pęknięcia oraz otwarte powierzchniowo pęcherze, przyklejenie na 90% długości krawędzi przyklejenie, pęcherze pokryta pastą miedzianą castolin 6601 a) b) c) 1 1 2 26 przegląd  spawalnictwa vol. 89 12/2017 podsumowanie i wyniki  podczas badania porównawczego napoin wykonanych różnymi elektrodami zauważono, iż napoiny wykonane na zanieczyszczonych powierzchniach posiadały znaczną ilość niezgodności. zaobserwowano negatywny wpływ braku szlifowania, oczyszczenia próbki z tłuszczu, czy obecności topnika do spawania metodą saw. jak wykazały badania nieniszczące, do powstawania niezgodności przyczyniły się również: niewłaściwe prowadzenie elektrody, zbyt niska wartość natężenia prądu spawania, znajdujące się na napawanej powierzchni: topnik lutowniczy, farba markera oraz pasta miedziana. ponadto dokonano oceny zastosowanego materiału do napawania i wykazano, iż mniej niezgodności wykryto w przypadku napoin wykonanych elektrodą otuloną, przeznaczoną m.in. do realizacji tego procesu. zrealizowane badania pozwoliły na sformułowanie poniższych wniosków: 1. napoiny wykonane elektrodą castoli 6601 (przeznaczoną do napawania staliwa) miały o 35% mniej niezgodności, niż te wykonane elektrodą castolin xuper nucelotec 2222 (do łączenia elementów o dużych gabarytach wykonanych ze stali nierdzewnej, staliwa, bądź żeliwa). 2. zanieczyszczenia powierzchni takie, jak tłuszcze, farba markera, topniki, pasta miedziana negatywnie wpłynęły na jakość otrzymanych napoin. badania nieniszczące (vt i pt) zlokalizowały szereg rozległych niezgodności. 3. wskazania w badaniach penetracyjnych wykonanych przed i po obróbce lica różniły się w wielu miejscach. świadczy to o tym, iż wiele zlokalizowanych niezgodności miało charakter powierzchniowy. 4. badania wizualne nie mogą być jedynym kryterium oceniania przydatności napoin regeneracyjnych w staliwie stopowym. dla stwierdzenia poprawności wykonania danej napoiny należy wykonać szereg badań nieniszczących. literatura [1] chmielewski t.: projektowanie procesów technologicznych – spawalnictwo, oficyna wydawnicza politechniki warszawskiej, warszawa 2013. [2] chmielewski t., golański d.: znaczenie spawalnictwa w procesie remanufacturingu, przegląd spawalnictwa 6/2011. [3] znamirowski z., kozerski s., łatka l., pawłowski l.: wpływ przygotowania powierzchni na elektronową emisję polową powłok tio2 natryskanych plazmowo z zawiesin, przegląd spawalnictwa 3/2015. [4] smoleńska h., kończewicz w., łabanowski j.: regeneracja zaworów silników okrętowych metodą napawania plazmowego, przegląd spawalnictwa 9/2011. [5] kik t., górka j., czupryński a., martyniszyn a.: napawanie krawędzi przedmiotów metodami tig i pta, przegląd spawalnictwa 9/2011. [7] pfeifer t., czwórnóg b.: the effect of plasma surfacing parameters on the geometry and structure of overlay welds, institute of welding bulletin 4/2015. [8] skorupa a., góral t.: wpływ technologicznych parametrów napawania na geometrię napoin z brązu układanych na podłożu stalowym metodą mig, przegląd spawalnictwa 3/2012. [9] bęczkowski r., gucwa m.: kwalifikowanie napawania warstw trudnościeralnych pracujących w warunkach przemysłu cementowego, przegląd spawalnictwa 9/2015. [10] rogalski g., fydrych d., prokop-strzelczyńska k.: napawanie austenitycznym drutem proszkowym elementów wymiennika ciepła, przegląd spawalnictwa 1/2017. [11] smoleńska h., łabanowski j., kończewicz w.: regeneration of marine engine valves using laser surfacing, welding international 2/2016. [12] rogalski g., łabanowski j., fydrych d., tomków j.: bead-on-plate welding on s235jr steel by underwater local dry chamber process, polish maritime research 1/2014. [13] abs „rules for materials and welding 2011. part 2” [14] dnv classification notes no. 7 „non-destructive testing. december 2004” [15] pn-en iso 17637:2011 badania nieniszczące złączy spawanych. badania wizualne złączy spawanych. [16] pn-en iso 3452-1:2013-08 badania nieniszczące. badania penetracyjne. część 1:zasady ogólne. ps 12 2015 www 24 przegląd spawalnictwa vol. 87 12/2015 ocena stopnia uszkodzenia stopu inconel 718 z zastosowaniem prądów wirowych evaluation of damage degree of inconel 718 with the use of eddy currents mgr józef krysztofik – instytut lotnictwa; dr inż. dominik kukla – podstawowych problemów techniki; dr hab. inż. grzegorz socha, prof nadzw. is – instytut lotnictwa. autor korespondencyjny/corresponding author: kryszt@ilot.edu.pl streszczenie zaprezentowane wyniki wskazują na możliwość ilościowej oceny stopnia uszkodzenia, opisanego miarą skumulowanego odkształcenia plastycznego, uzyskanego w statycznej próbie rozciągania, z wykorzystaniem prądów wirowych. badaniom poddano próbkę o zmiennym polu przekroju w całym zakresie części pomiarowej. użycie próbki o takiej geometrii umożliwia uzyskanie pola deformacji, której wartość zmienia się wzdłuż osi próbki. znajomość wartości odkształcenia trwałego w danym przekroju próbki w połączeniu z analizą struktury w tym miejscu pozwala na prześledzenie ewolucji uszkodzenia struktury materiału wywołanej jego deformacją trwałą. na takiej próbce, poddanej próbie rozciągania, wykonano profil zmian kąta fazowego sygnału prądowirowego w kolejnych obszarach o zmiennym stopniu uszkodzenia. dokonując korelacji pomiędzy stopniem uszkodzenia wyrażonym miarą parametru uszkodzenia oraz wartością mierzonego kąta fazowego, determinowaną lokalnymi zmianami przewodności elektrycznej i przenikalności magnetycznej uzyskano zależność wskazującą na możliwość nieniszczącej oceny stopnia degradacji materiału poddanego obciążeniom przekraczającym wartość granicy plastyczności. słowa kluczowe: ocena uszkodzenia, lokalne pomiary odkształcenia, prądy wirowe abstract presented results indicate the possibility of a quantitative evaluation of the damage, described by measure of plastic deformation, obtained in the static tensile test using eddy currents. samples with variable crosssectional area throughout the range of the measuring section have been tested. such geometry of the sample allows to obtain the area of deformation which varies along the axis of the sample. knowledge of the permanent deformation in the given cross-section of the sample in combination with the analysis of the structure at this point allows to investigate the structure of the material damage caused by permanent deformation. on a sample subjected to a tensile test the profile changes of the phase angle of the eddy current signal were performed. correlation between the degree of damage, expressed by measure of deformation, and the value of the measured phase angle, determined by local changes in electrical conductivity and magnetic permeability was conducted. on the basis of it, the dependence indicating the ability to nondestructive evaluation of the degradation degree of the material, subjected to loads exceeding the yield limit was obtained. keywords: evaluation of damage, local measurements of deformation, eddy currents wstęp metody ilościowej oceny degradacji materiałów bazują na założeniu korelacji stopnia uszkodzenia z pewną mierzalną wielkością fizyczną. takie wskaźniki uszkodzenia materiału oparte są na identyfikacji zmian właściwości i/lub mikrostruktury zachodzących w materiale. w badaniach doświadczalnych procesu uszkodzenia materiału stosowane są metody badań materiałowych, zarówno niszczące (np. metalografia, badania wytrzymałościowe) jak i nieniszczące. istotną zaletą metod nieniszczących jest to, iż nie wymagają pobierania próbek materiałowych józef krysztofik, dominik kukla, grzegorz socha z obiektu badań celem określenia stopnia uszkodzenia materiału. badania metodą prądów wirowych znalazły szerokie zastosowanie w defektoskopii, czyli w tej gałęzi badań nieniszczących, których celem jest wykrycie i ilościowa ocena wad materiałowych, technologicznych i eksploatacyjnych mających charakter nieciągłości. znajdują również coraz szersze zastosowanie do oceny zmian właściwości fizycznych materiałów, takich jak przenikalność magnetyczna czy przewodność elektryczna pod wpływem oddziaływania 25przegląd spawalnictwa vol. 87  12/2015 warunków eksploatacyjnych. w ostatnich latach rozwinęły się badania mające na celu określenie korelacji zmian tych właściwości z innymi parametrami uzyskanymi w badaniach niszczących. degradacja mikrostruktury materiału związana z lokalnym rozwojem odkształcania plastycznego w próbce prowadzi do zmian wartości kąta fazowego impedancji zespolonej prądów wirowych w materiale. warunkiem zastosowania metody prądów wirowych jest przewodnictwo elektryczne badanych materiałów, dlatego badania przeprowadzono na stopie niklu inconel 718. stop ten jest często wykorzystywany do budowy elementów maszyn i konstrukcji pracujących w ekstremalnych warunkach obciążenia mechanicznego i temperatury. warto zatem opracować metodyki diagnostyczne do monitorowania rozwoju uszkodzenia i kontroli eksploatacji dla poprawy ich bezpieczeństwa. próbki do badań i ich metodyka badaniom poddano partię próbek ze stopu inconel 718. degradację materiału wywołano poprzez statyczną próbę rozciągania. do badań zastosowano próbki z częścią pomiarową o zmiennym polu przekroju (rys. 1.). użycie próbki o takiej geometrii umożliwia uzyskanie pola deformacji, której wartość zmienia się wzdłuż osi próbki. znajomość wartości odkształcenia trwałego w danym przekroju próbki w połączeniu z analizą mikrostruktury w tym miejscu pozwala na prześledzenie ewolucji uszkodzenia struktury materiału wywołanej jego deformacją trwałą. dzięki temu w badaniach można serię próbek zastąpić jedną próbką, w której występują różne stany degradacji odpowiadające określonym lokalnym odkształceniom. sposób badania i próbka zostały oznaczone w urzędzie patentowym rp. rys. 1. próbki do badań degradacji stopu inconel 718 fig. 1. samples used to degradation of the inconel 718 w oznakowanych przekrojach próbek, dokonano pomiarów odkształceń trwałych dla próbki po statycznych próbach rozciągania w kierunku szerokości i grubości próbki. następnie z warunku nieściśliwości materiału obliczono wartość odkształcenia w kierunku osi próbki. na podstawie obliczonej wartości odkształceń obliczono w oparciu o model johnsona z 1980 roku wartości parametru uszkodzenia d zgodnie z podaną w jego pracy zależnością: gdzie δε jest odkształceniem trwałym w kierunku osi próbki a εf jest finalną wartością tego parametru, odpowiadającą zerwaniu próbki. na rysunku 2 pokazano zmiany parametru uszkodzenia obliczonego według ww. zależności, w funkcji odległości od przełomu, na próbkach poddanych statycznej próbie rozciągania oraz próbie pełzania. wykres ten obrazuje stopień uszkodzenia materiału próbki w funkcji odległości od miejsca jej uszkodzenia w najmniejszym przekroju. rys. 2. parametr uszkodzenia w funkcji odległości od przełomu dla próbki po statycznej próbie rozciągania – t; i próbki po badaniach pełzania – s fig. 2. damage parameter as a function of the distance of the fracture surface for a sample after static tensile test – t and sample after creep testing – s jak widać na obu wykresach parametr uszkodzenia, wyrażony miarą lokalnego odkształcenia, zmienia się w funkcji odległości od przełomu próbki. pozwala to na ilościową ocenę stanu degradacji dla dowolnego miejsca na próbce. dzięki temu możliwa będzie korelacja uzyskanych wyników z wynikami pomiarów badań nieniszczących metodą prądów wirowych. pomiary kąta fazowego impedancji zespolonej prądów wirowych kąt fazowy impedancji mierzono z zastosowaniem standardowego defektoskopu prądo-wirowego nortec 600 firmy olympus, którego oprogramowanie umożliwia zautomatyzowany pomiar tego parametru. pomiary kąta fazowego φ wykonano na próbkach (rys. 3) przed próbą rozciągania w celu oceny jednorodności mierzonego parametru na całej powierzchni próbki. badania przeprowadzono przy częstotliwości pola elektromagnetycznego cewki 50 oraz 150 khz, co pozwoliło uzyskać penetrację prądów wirowych δ w głąb badanego materiału odpowiednio na głębokość 2,53 oraz 1,46 mm. częstotliwość została dobrana tak, aby głębokość wnikania nie przekraczała grubości próbki w najmniejszym przekroju. rys. 3. próbka wytrzymałościowa ze stopu inconel 718 fig. 3. the sample of strength of the inconel 718 alloy na podstawie wstępnych pomiarów stwierdzono, iż na wartość kąta fazowego mierzonego na powierzchni czołowej ma wpływ geometria próbki, a właściwie zmienne pole powierzchni. jest to związane ze zróżnicowaniem obszaru objętego oddziaływaniem prądów wirowych wzdłuż osi próbki (zmienna szerokość próbki). związane jest to z tzw. efektem krawędziowym, który zaburza wynik pomiaru. w celu uniknięcia wpływu geometrii pomiary prowadzano również na obu bokach części pomiarowej. w przypadku pomiaru na pow. bocznej efekt krawędziowy, jeżeli nawet wpływa na wynik, to w ten sam sposób na całej długości części pomiarowej i można go pominąć. rozbieżności wyników pokazano na rysunku 4, gdzie widać wpływ zmiany szerokości próbki przy pomiarze od powierzchni czołowej. 26 przegląd spawalnictwa vol. 87 12/2015 rys. 4. zmiany kąta fazowego od sygnału „lift off” uzyskane na powierzchni czołowej oraz bocznej próbki fig. 4. changes in the phase angle of the signal “lift off” obtained on the surface front and side of the sample wobec potwierdzenia wpływu zmiany szerokości próbki na lokalną wartość mierzonego parametru kąt fazowy na próbkach uszkodzonych w statycznej próbie rozciągania mierzono na powierzchni bocznej. w ten sposób pominięto wpływ efektu krawędziowego wynikający z wielkości powierzchni na której dokonywany był pomiar. kolejne badania dotyczyły złomów próbek po statycznej próbie rozciągania. pomiar prowadzono od największego przekroju części pomiarowej, aż do miejsca pęknięcia próbki w najmniejszym przekroju. (rys. 5). pomiar dokonywano poprzez przyłożenie i oddalenie sondy od powierzchni. rys. 5. złom próbki, na którym dokonano pomiarów kąta fazowego od sygnału „lift off” fig. 5. scrap samples which phase angle the signal “lift off” was measured zaobserwowano ogólną zależność pomiędzy wartościami kąta fazowego impedancji zespolonej prądów wirowych w stopie niklu a stanem jego deformacji i określonym na tej podstawie parametrem uszkodzenia. wynik ten, uzyskany rys. 6. przebiegi zmian wartości kata fazowego w funkcji parametru uszkodzenia fig. 6. changes of the phase angle as a function of the damage parameter uzyskany wynik wskazuje na niemal liniową zależność mierzonego kąta fazowego impedancji od parametru uszkodzenia, dla obu częstotliwości prądu wzbudzającego. jednak od wartości parametru uszkodzenia ok. 0,2 widać dużo większą dynamikę zmian kąta fazowego dla częstotliwości 150 khz. ponieważ częstotliwość prądu wzbudzającego wtórne prądy wirowe wpływa na głębokość ich wnikania w materiał, można uznać, że mniejsza głębokość penetracji, daje większy efekt zmian mierzonego kąta w funkcji stopnia uszkodzenia. dla częstotliwości 150 khz wnikanie prądów ogranicza się do głębokości niespełna 1,5 mm, zaś dla 50 khz ponad 2,5 mm. rejestracja zmian z większej grubości materiału powoduje niejako tłumienie efektu uszkodzenia bowiem dominuje ono na powierzchni. można, zatem uznać, że proces uszkodzenia materiału próbki pod wpływem statycznego obciążenia inicjowany jest na powierzchni próbki i w tym też obszarze się rozwija. wnioski zaproponowana metodyka oceny stopnia uszkodzenia w oparciu o lokalny pomiar odkształcenia skorelowany z pomiarami parametru prądowirowego pozwala nie tylko na skuteczną analizę ilościową, ale także na lokalizację efektu kumulacji uszkodzenia, związanego z lokalizacją odkształcenia. ponadto powierzchniowy charakter badań z wykorzystaniem prądów wirowych pozwolił na potwierdzenie powierzchniowego charakteru rozwoju uszkodzenia w warunkach mechanicznych obciążeń statycznych. w przypadku przygotowania zestawu próbek odniesienia z określonego materiału i o zdefiniowanym stopniu uszkodzenia, (co jest zaplanowane w dalszych pracach zespołu autorskiego) możliwe jest opracowanie procedury nieniszczącej oceny stopnia uszkodzenia dedykowanej dla konkretnych elementów konstrukcji i instalacji przemysłowych. pozwoliłaby ona na monitorowanie rozwoju degradacji w warunkach pracy. literatura [1] socha g., krysztofik j.: badania uszkodzeń stopu inconel 718 stosowanego w lotnictwie, xxi seminarium szkoleniowe „nieniszczące badania materiałów”, zakopane 2015. [2] szlagowska-spychalska j., kukla d., dragan k.: metoda prądów wirowych do oceny konstrukcji lotniczych z uwzględnieniem metod modelowania sygnałów elektromagnetycznych, oficyna wydawnicza politechniki warszawskiej, warszawa, 2014. [3] socha g., madejski b., krysztofik j., czarnewicz s.: sposób badania uszkodzenia struktury materiału wywołanego deformacją trwałą próbki poddanej rozciąganiu i próbka do badania uszkodzenia struktury materiału, 2014, uprp nr p-409294. [4] johnson g. r.: materials characterization for computations involving severe dynamic loading, proc. army symp. of solid mechanics, pp. 62-67, cape cod, mass., 1980. [5] socha g.: nowa metoda wczesnego wykrywania i monitorowania kumulacji uszkodzeń stali konstrukcyjnych, prace instytutu lotnictwa,189, 2007. dla obu częstotliwości pokazano na rysunku 6, wraz z przykładowym obrazem krzywych impedancji uzyskanych w kolejnych punktach na całej długości próbki. skrajna trajektoria odpowiada pomiarowi w części chwytowej próbki, gdzie założono zerowy stopień uszkodzenia, a krzywa ma charakter referencyjny. pozostałe krzywe odpowiadają kolejnym obszarom próbki, zgodnie z kierunkiem na rysunku 6 ps 5 2017 www 1 59przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 jakość spoin w stalowych mostach  w świetle wprowadzonych w 2014 r. zmian  w wymogach norm pn-en 1993-1-1 i pn-en iso 5817  quality of welds in steel bridges according to 2014 revisions of requirements in pn-en 1993-1 and pn-en iso 5817 dr hab. inż. bernard wichtowski, em. prof. zut; dr inż. janusz hołowaty – zachodniopomorski uniwersytet technologiczny w szczecinie. autor korespondencyjny/corresponding author: jah@wp.pl streszczenie w 2014 r. w normie pn-en 1993-1-1 wprowadzono nowe zależności przy ustalaniu klas wykonania konstrukcji stalowych, a w normie pn-en iso 5817 wprowadzono dodatkowe wymagania dla spoin w stali narażonej na zmęczenie. w artykule przedstawiono formę i zakres prowadzonych prac nad modernizacją eurokodów przez europejski komitet normalizacyjny. omówiono poszczególne nowe wymagania określone przez powyższe dwie normy. słowa  kluczowe: mosty stalowe; klasy wykonania; złącza spawane abstract new regulations for selection of an execution class for steel structures were introduced in pn-en 1993-1-1 and additional requirements for welds subjected to fatigue were introduced in pn-en iso 5817 in 2014. the form and the range of conducted works on modernisation of eurocodes executed by european committee for standardisation are presented. new particular requirements described by the standards were discussed. keywords: steel bridges; execution classes; welded joints wstęp gwarantem dobrze wykonanej konstrukcji spawanej powinna być jej realizacja w zakładach zakwalifikowanych do odpowiednich klas wykonania [1]. w pn-en 1090-2 z roku 2009 [2] podano cztery klasy wykonania, od najmniej rygorystycznej – exc1, do najbardziej wymagającej – exc4. klasy wykonania konstrukcji ustalało się, uwzględniając: klasy konsekwencji (cc1÷cc3) wg pn-en 1990 [3] oraz kategorie użytkowania (sc1, sc2) i kategorie produkcji (pc1, pc2) wg [2], zgodnie z tablicą i. wytyczne doboru klas wykonania oraz informacje dodatkowe, które należy określić w specyfikacji przy wykonywaniu konstrukcji stalowej, zamieszczono w tablicach a.1÷a.3 normy pn-en 1090-2 [2], a zagadnienie spawalnicze z tym związane omówiono w poz. [4]. w zależności od danej klasy wykonania wymagany jest odpowiedni poziom jakości złączy spawanych: d, c, b, b+ określony przez pn-en iso 5817 [5] (por. tabl. i). zmiana do pn-en 1993-1-1:2006/a1 [6] z lipca 2014 r. wprowadziła, zgodnie z załącznikiem c, nowe ustalenie klas wykonania dobierane na podstawie tablicy ii. czynniki determinujące ten wybór w odniesieniu do konstrukcji budowlanej dotyczą: – klasy niezawodności rc3÷rc1 przyjmowanej wg załącznika b normy [3], bernard wichtowski, janusz hołowaty przeglad welding technology review – klasy konsekwencji cc3÷cc1 przyjmowanej wg tablicy b1 normy [3], – obu powyższych klas jednocześnie, – rodzaju konstrukcji w zależności od obciążenia statycznego lub zmęczeniowego. tablica  i. ustalanie klas wykonania oraz poziomy jakości niezgodności spawalniczych table  i. selection of the execution classes and quality levels of welding imperfections klasy  konsekwencji cc1 cc2 cc3 kategorie  użytkowania sc1 sc2 sc1 sc2 sc1 sc2 kategorie  produkcji pc1 exc1 exc2 exc2 exc3 exc3 exc3 pc2 exc2 exc2 exc2 exc3 exc3 exc4 poziom jakości  złącza danej  klasy wg [5] exc1-d, exc2-c exc3-b, exc4-b+ 60 przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 jednocześnie od sierpnia 2014 r. obowiązuje nowa pn-en iso 5817 [5], która w załączniku c podaje dodatkowe wymagania dla spoin w stali narażonej na zmęczenie. prawdopodobnym jest, że wprowadzenie nowych powyższych wymogów normowych nastąpiło w wyniku wielu krytycznych uwag dotyczących zaleceń zawartych w pierwotnych wydaniach tych norm. uwagi te dotyczyły głównie dodatkowo wprowadzonych wymogów do klasy wykonania exc4; w szczególności do kryterium akceptacji niezgodności spawalniczych (ns) określonych w normie [2]. wykaz tych wymagań omówiono w [7,8], a uwagi krytyczne przedstawiono m.in. w poz. [9÷11]. próbę rekapitulacji wniosków krytycznych zawartych w tych publikacjach, w porównaniu z zaleceniami znowelizowanych norm [5,6], przedstawiono w niniejszym artykule. uwagi o eurokodach polska jako członek europejskiego komitetu normalizacyjnego (cen) i europejskiego komitetu normalizacyjnego elektrotechniki (cenelec) od 1 stycznia 2004 r. bierze udział w opracowywaniu norm europejskich. według osobistych opinii autorów, istnieje tendencja rozszerzania i rozbudowy euronorm. przykładowo, wg [12]: „objętość pakietu norm podstawowych dla projektanta branży mostowej zwiększyła się po wprowadzeniu eurokodów z 239 do 2119 stron, a więc prawie dziewięciokrotnie”. w nowych normach są zawarte najbardziej szczegółowe wzory, a pozostałe jedynie na podstawie ograniczonych doświadczeń. przykładami są: – brak w normach eurokodu 3 wymagań dotyczących połączeń spawanych według zaleceń euronorm spawalniczych pn-en 1708-1 i pn-en 1708-2 [13]; – dyskusyjne wprowadzenie podwyższonego poziomu jakości spoin b+ [2,4,7÷9]; – przyjmowanie niezgodności spawalniczych wg hobbachera a. i kassnera m. [7], a nie wg pn-en 1993-1-9,w załączniku c pn-en iso 5817; – brak jednorodności wymagań odnoszących się do wykonawstwa i zakresu badań spoin czołowych w blachach pomostów ortotropowych według funkcjonujących równolegle norm pn-en 1090-2 [2] i pn-en 1993-2 [14] – tablica iii. nowe wymagania wyznaczono bez pełnego literaturowego rozpoznania zagadnienia, bez analizy wyników badań modelowych i bez analizy wyników badań analogicznych spoin. norma dla mostów stalowych [14] zezwala przy zalecanych, podanych w normie, grubościach blachy poziomej pomostu na rezygnację z obliczania w nich momentów zginających. jednocześnie w tym samym załączniku c wprowadza dodatkowe zaostrzone wymagania tablica ii. dobór klasy wykonania – exc (por. tabl. c.1 [6]) table ii. selection of execution class – exc (see table c.1 [6]) dotyczące spoin blach poziomych oraz uzależnia zakres ich badań od wartości występujących w nich naprężeń, a przy σ ≤ 0,60 fy zezwala na całkowite zrezygnowanie z badań rentgenograficznych rt (por. tabl. iii). jak określić jakość spoin, gdy nie są one badane radiograficznie, a nawet nie są poddane kontroli wizualnej? według prezesa pkn (iib nr 10/2016): „jakość normy jest taka, jaka jest jakość ekspertów, którzy ją tworzą”. normy są mało czytelne, gdyż ominięto w nich wstępne części wprowadzające do projektowania. jednocześnie załączniki zawierają bardzo szczegółowe informacje lub materiał, który jest rzadko stosowany. w tworzeniu norm jest zbyt mały udział inżynierów praktyków. negatywne opinie środowiska projektanckiego europy w odniesieniu do złożoności i mało przyjaznego formatu pierwszych wersji eurokodów zobligowały europejski komitet normalizacyjny do wprowadzenia poprawek i korekt. formę i zakres prowadzonych prac nad modernizacją programu eurokodów opisał prof. a. kozłowski w [15]. dokładnie opisano tam prace naprawcze 7 norm projektowania konstrukcji stalowych (en 1993) i 3 norm projektowania konstrukcji zespolonych (en 1994). nowa, druga, poprawiona i zmieniona edycja eurokodów konstrukcyjnych ec3 i ec4 zapowiadana jest na koniec 2020 r. i będzie z pewnością znacznie jakościowo lepsza od pierwszej, gdyż uwzględni zbierane od kilku lat propozycje poprawek. spośród nich najistotniejsze przedstawiono w [15]. uwagi o wprowadzonych zmianach  w omawianych normach wprowadzone poprawki w dwóch przedmiotowych normach dotyczą analogicznego zagadnienia, tj. wytrzymałości zmęczeniowej. w normie [6] dobór klas wykonania uzależniono od obciążenia statycznego i zmęczeniowego, a w normie [5] wprowadzono dodatkowe wymagania do spoin narażonych na obciążenie zmęczeniowe [7,8,16]. projektowanie mostów drogowych i kolejowych z uwagi na zmęczenie należy prowadzić zgodnie z punktem 9 pn-en 1993-2. w normie tej podano kategorie zmęczeniowe ∆σc, jedynie dla pięciu obszarów krytycznych mostu kolejowego z płytą ortotropową wg rysunku 1 (wartości ∆σc w nawiasach). klasa  niezawodności  (rc) lub klasa  konsekwencji (cc) rodzaj obciążenia statyczne, quasi-statyczne   lub sejsmiczne,   gdy dcla) zmęczenioweb)  lub sejsmiczne,   gdy dcm lub dcha) rc3 lub cc3 exc3c) exc3c) rc2 lub cc2 exc2 exc3 rc1 lub cc1 exc1 exc2 a) sejsmiczne klasy ciągliwości: niska = dcl, średnia = dcm; wysoka = dch b) patrz en 1993-1-9 c) w przypadku ekstremalnych konsekwencji zniszczenia może być klasa exc4 rys. 1. obszary krytyczne z uwagi na zmęczenie (1÷5) i kategorie zmęczeniowe [14] fig. 1. critical regions for fatigue (1÷5) and detail categories [14] należy żałować, że wzorem zaleceń brytyjskich [17] nie podano kategorii użytkowej projektowanej konstrukcji mostowej w zależności od poziomu przyjmowanych obciążeń (tabl. iv) i rozwiązań konstrukcyjnych (tabl. v). dane te umożliwiają przyjęcie już w projektowanej konstrukcji odpowiedniej klasy zmęczeniowej złączy spawanych, określonej w pn-en 1993-1-9 [18] – patrz tablica vi. 61przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 tablica iii. wymagania normowe dotyczące spoin czołowych poprzecznych w blachach poziomych pomostów ortotropowych [2,14] table iii. standard requirements for transverse butt welds in deck plates of orthotropic decks [2,14] kryterium naprężenia σed badania a) poziom  jakości naprężenia +σ blacha badania a) odchyłka poziom   jakości wg [14] – tabl. c.4 wg [2] – tabl. d.2.16 wg pn-en 1993-2 [14]  (tabl. c.4 + c.5) wg pn-en 1090-2 [2]  (p. 12.4.2 + tabl. 24 + 17 + d.2.18) 1) połączenia blachy poziomej pomostu bez podkładek 1 – odchylenie ≤ 2 mm rozciągające ≤ 0,90 fyk | > 0,75 fyk 100% – vt 100% – rt b+ wg tabl. c.5b) etap i – pierwszych 5 złączy – każde o l ≥ 900 mm etap ii rozciągające ≥ 0,5 fy < 0,50 fy 100% – vt 100% – rt 100% – vt 100% – rt 100% – vt 50% – rt b+ wg tabl. 17 ≤ 0,75 fyk | > 0,60 fyk 100% – vt 100% – rt ≤ 0,60 fyk lub ściskające 100% – vt 2) połączenie blachy poziomej pomostu za pomocą podkładki 1 – spoina sczepna 2 – odchylenie ≤ 2 mm rozciągające ≤ 0,90 fyk | > 0,75 fyk 100% – vt 100% – rt ≤ 0,75 fyk | > 0,60 fyk ≥ 50% – vt 10% – rt ≤ 0,60 fyk lub ściskające 100% – vt brak danych t ≤ 10 mm 10 < t ≤ 70 t > 70 mm poziom ve = 2 mm ve = 5 mm ve = 8 mm t ≤ 10 mm 10 < t ≤ 70 t > 70 mm nachylenie dr = 8% dr = 9% dr = 10% brak danych — nadlew ar = -0 mm ar = +1 mm a) vt – kontrola wizualna po spawaniu; rt – badania radiograficzne [9] b) w tabl. c.5 podano warunki uzupełniające dotyczące nieciągłości według [5] poziom użytkowych obciążeń kategoria  użytkowa współczynnik statycznego wykorzystania k = ed/rd a) kategoria zmęczenia  ∆σc w mpa b) statyczne zmęczeniowe obniżony bardzo niski f36 rozciąganie k ≤ 0,6 ścinanie k ≤ 0,8 ściskanie k ≤ 0,8 ∆σc ≤ 36 pełny niski f56 – k ≤ 0,8 ∆σc ≤ 56 pełny wysoki f71 f90 f112 f140 – k ≤ 1,0 – k ≤ 1,0 – k ≤ 1,0 – k ≤ 1,0 56 < ∆σc ≤ 71 71 < ∆σc ≤ 90 90 < ∆σc ≤ 112 112 < ∆σc ≤ 140 a) współczynnik statycznego wykorzystania k jest stosunkiem oddziaływania obliczeniowego w stanie granicznym nośności na przekrój poprzeczny elementu lub połączenia podzielonym przez obliczeniową nośność. b) kategoria użytkowa zależy od kierunku zmian naprężeń. warunek nie ma zastosowania do ∆τ. tablica iv. kategorie użytkowe mostów stalowych [17] table iv. quantified service categories for steel bridges [17] 62 przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 tablica v. przykłady kategorii użytkowej w funkcji konstrukcji elementów mostów [17] table v. examples of service categories for bridge members [17] kategoria  użytkowa zastosowania w obiekcie a) kładki dla pieszych mosty drogowe mosty kolejowe f56 większość zwykłych typów wieże podporowe i słupy, dźwigary główne w przęsłach średniej i dużej rozpiętości, mosty zespolone wielodźwigarowe dźwigary główne w przęsłach średniej i dużej rozpiętości z ciężkim obciążeniem lub betonową płytą f71 specjalne przypadki, gdy są wrażliwe na obc. tłumem lub drgania wzbudzone wiatrem poprzecznice, małe przęsła mostów niezespolonych dźwigary główne przęseł z korytem balastowym lub pomostem belkowym f90 – stalowe pomosty z cienkimi nawierzchniami dźwigary główne, poprzecznice i pomosty stalowe w lekkich mostach małych rozpiętości a) w tablicy określono tylko zalecane wartości, zakładając klasę stali do s355. tablica vi. kategorie zmęczeniowe ∆σc połączeń doczołowych w zależności od karbu [18] table vi. detail categories ∆σc for butt joints according to notch [18] ∆σc elementy konstrukcyjne poprzeczne spoiny czołowe i nakładki w belkach 112 1 – styki poprzeczne w blachach, płaskownikach i kształtownikach walcowanych; spoiny badane w 100% bez mikropęknięć na ich powierzchni 2 – blachownice spawane jak w 1 przed montażem 3 – styki poprzeczne jak w 1 ze skosami ≤ 1:4; spawanie z użyciem blach wybiegowych, a końce spoiny obrobione 90 4 – styki poprzeczne w blachach lub belkach wykonane w pozycji podolnej; wysokość nadlewu spoiny ≤ 10% jej szerokości 5 – styki poprzeczne belek z lub bez wykrojów 6 – styki poprzeczne w blachach lub płaskownikach ze skosami ≤ 1:4 80 7 – styki poprzeczne jak w 4; wysokość nadlewu spoiny ≤ 20% jej szerokości 71 8 – styki poprzeczne wykonane na podkładkach; końce spoin pachwinowych podkładek ≥ 10 mm od krawędzi blach 9 – poprzeczne spoiny czołowe jak w 8 z równomiernym przejściem szerokości i grubości 50 10 – poprzeczne spoiny czołowe jak w 8, gdy końce spoin pachwinowych podkładek są < 10 mm od krawędzi blach 36 11 – spoiny czołowe jednostronne z pełnym przetopem, bez podkładki, sprawdzone metodami ndt 63przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 tablica vii. wymagania do spoin czołowych narażonych na obciążenie zmęczeniowe [5] table vii. requirements for butt welds subjected to fatigue action [5] nr  [5] niezgodności spawalnicze wg pn-en iso 6520-1 [15] t mm graniczne niezgodności spawalnicze dla poziomów jakości c63 b90 b125 2.3 2011– pęcherz gazowy 2012 – pęcherze równomiernie rozłożone ≥ 0,5 a a • dla jednej warstwy ≤ 1% • dla wielu warstw ≤ 2% d ≤ 0,1s max 1 mm 2.4 2013 – gniazdo pęcherzy ≥ 0,5 a ≤ 3% d ≤ 0,2s; ≤ 0,2a d ≤ 2,5 mm ≤ 2% d ≤ 0,1s max 0,5 mm 2.5 2014 – łańcuch pęcherzy ≥ 0,5 a a • dla jednej warstwy ≤ 1% • dla wielu warstw ≤ 2% d ≤ 0,1s; max 1 mm 2.6 2015 –pęcherz podłużny 2016 – pęcherz kanalikowy ≥ 0,5 a h ≤ 0,2s, ≤ 0,2a max h ≤ 2 mm max l = 25 mm nie dopuszcza się 2.9 300 – wtrącenia stałe 301 – wtrącenia żużla 302 – wtrącenia topnika 303 – wtrącenia tlenków ≥ 0,5 a h ≤ 0,2s; ≤ 0,2a max h = 2 mm max l = 25 mm nie dopuszcza się 3.1 5071 – przesunięcie liniowe płyt ≥ 0,5 a h ≤ 0,1t max 3 mm h ≤ 0,05t max 1,5 mm 5072 – przesunięcie liniowe rur ≥ 0,5 a h ≤ 0,5t max 1 mm a 508 – przesunięcie kątowe ≥ 0,5 β ≤ 2° β ≤ 1° β ≤ 1° 1.5 401 – przyklejenie ≥ 0,5 a a a 1.7 5011 – podtopienie ciągłe 5012 – podtopienie przerywane > 3 a a nie dopuszcza się 1.8 5013 – podtopienie grani > 3 a a nie dopuszcza się 1.9 502 – nadlew (spoina czołowa) ≥ 0,5 a a h ≤ 0,2 mm + 0,1b 1.11 504 – wyciek > 3 a a h ≤ 0,2 mm + 0,05b max 1 mm 1.12 505 – niewłaściwy brzeg spoiny ≥ 0,5 a a a 5052 – niewłaściwy promień brzegu spoiny ≥ 0,5 b b r ≥ 4 mm 1.14 509 – zwis 511 – wklęśnięcie lica > 3 a a nie dopuszcza się 1.17 515 – wklęśnięcie grani > 3 a a nie dopuszcza się a – poszczególne wartości dla danego poziomu b i c z tablicy 3 i 4, b – nie określa się; symbole a, b, d, h, l, s, t – oznaczone w [5] 64 przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 literatura [1] a. hobbacher: kierunki rozwoju technik spawania i łączenia w wykonawstwie wyrobów niezawodnych i ekonomicznych, biuletyn is w gliwicach, nr 2/2014. [2] pn-en 1090-2+a1:2012 wykonanie konstrukcji stalowych i aluminiowych. część 2: wymagania techniczne dotyczące konstrukcji stalowych. [3] pn-en 1990:2004 eurokod. podstawy projektowania konstrukcji. [4] b. wichtowski, t. czajkowski: wymagania spawalnicze dotyczące stalowych konstrukcji budowlanych według norm dotychczasowych oraz pn-en 1090, inżynieria i budownictwo, nr 5/2011. [5] pn-en iso 5817:2014 spawanie. złącza spawane ze stali, niklu, tytanu i ich stopów (z wyjątkiem spawanych wiązką). poziomy jakości według niezgodności spawalniczych. [6] pn-en 1993-1-1:2006/a1:2014 eurokod 3. projektowanie konstrukcji stalowych. część 1-1: reguły ogólne i reguły dla budynków. [7] b. wichtowski, j. hołowaty: badania złączy spawanych w mostach stalowych według wymagań norm pn-en 1090-2 i pn-en iso 5817, inżynieria i budownictwo, nr 2/2016. [8] j. hołowaty, b. wichtowski: testing of welded joints in steel bridges to european standards. 8th international symposium of steel bridges, innovation & new challenges, 2015 (sbic-2015), istanbul 2015. [9] j. czuchryj, s. sikora, k. staniszewski: ocena jakości złączy spawanych w konstrukcjach stalowych kontrolowanych radiograficznie na podstawie poziomu jakości b+ wg pn-en 1090-2, przegląd spawalnictwa, nr 3/2013. [10] b. wichtowski: w sprawie nowych wymagań jakościowych dotyczących połączeń spawanych w mostach stalowych, inżynieria i budownictwo, nr 5/2015. [11] b. wichtowski: spawanie ortotropowych płyt mostów stalowych według pn-en 1993-2 i pn-en 1090-2, inżynieria i budownictwo, nr 6/2016. [12] p. a. król, a. pogorzelski, j. sieczkowski: normalizacja w sektorze budowlanym spojrzenie krytyczne, inżynieria i budownictwo, nr 6/2016. [13] b. wichtowski: wymagania normowe dotyczące spoin pachwinowych i rozkład naprężeń w spoinach podłużnych połączeń zakładkowych, inżynieria i budownictwo, nr 1/2017. [14] pn-en 1993-2:2010 eurokod 3. projektowanie konstrukcji stalowych. część 2: mosty stalowe. [15] a. kozłowski: kierunki zmian i przyszłość eurokodów dotyczących projektowania konstrukcji stalowych i zespolonych, inżynieria i budownictwo, nr 2/2016. [16] b. wichtowski, j. hołowaty: jakość spoin czołowych w mostach w funkcji klas zmęczenia według norm europejskich i badań własnych, inżynieria i budownictwo, nr 9/2016. [17] published document pd 6705-2:2010 structural use of steel and aluminium. part 2: recommendations for the execution of steel bridges to bs en 1090-2. [18] pn-en 1993-1-9:2007 eurokod 3. projektowanie konstrukcji stalowych. część 1-9: zmęczenie. podsumowanie wymagania spawalnicze dotyczące stalowych konstrukcji budowlanych wg pn-en 1090 przedstawili autorzy artykułu m.in. w cytowanych 7 publikacjach drukowanych w inżynierii i budownictwie w latach 2011÷2016. z wyjątkiem pozycji [4], w pozostałych każdorazowo zamieszczono uwagi krytyczne do zaleceń normowych przy omawianiu wybranych zagadnień konstrukcyjnych. według osobistych opinii, normy dotyczące projektowania budowlanego są coraz mniej przejrzyste i niezrozumiałe dla odbiorcy. normy w sposób kompleksowy, jasny i przejrzysty powinny podawać zalecenia dla projektanta i wykonawcy. jedynie w przypadkach skrajnych normy powinny być przedmiotem dyskusji. dziwi fakt omówiony w [15], że dla każdej normy eurokodu 3 i 4 ustanowiono oddzielną grupę roboczą, która wprowadza poprawki i korekty. w sumie są to 22 grupy robocze wg, złożone z ekspertów 34 państw. rodzi się pytanie: czy do każdej normy należy wprowadzić wytyczne krajowe jej stosowania? może wzorem wielkiej brytanii, która wprowadziła zalecenia, do wykonywania konstrukcji stalowych według normy bs en 1090-2, zamieszczone na 48 stronach formatu a4 [17]. taka wizja wynika z zaproponowanej przez cen ogólnej zasady redukcji postanowień krajowych w załącznikach normowych. wprowadzona zmiana do pn-en 1993-1-1, zamieszczona w załączniku c, dotycząca ustalania klas jakości wykonania konstrukcji stalowej jest zgodna z merytorycznymi uwagami krytycznymi zamieszczonymi m.in. w [7,9,10,16]. zmiana częściowo ogranicza wymóg wykonania spoin poziomu jakości b+, poprzez wykreślenie klasy exc4 z zestawu klas zasadniczych (por. tabl. i i ii). należy żałować, że wprowadzona poprawka nie dotyczy również wykonania pomostów ortotropowych [11]. z tablicy iv wynika, że najwyższa kategoria użytkowa f90 dotyczy elementów konstrukcyjnych w lekkich mostach małych rozpiętości. zagrożenie zmęczeniem istnieje wtedy, kiedy występuje często znaczne wyczerpanie rezerw bezpieczeństwa na skutek udziału obciążeń eksploatacyjnych. istotne jest, że procentowy udział sił wewnętrznych wywołanych tym obciążeniem w małych mostach jest znacznie większy niż w mostach o dużych rozpiętościach, w których zwiększony jest udział ciężaru własnego konstrukcji jako czynnika generalizującego siły wewnętrzne. oznacza to, że pośrednio parametrem wyróżniającym stopień zagrożenia staje się rozpiętość przęsła, ale tylko poprzez większą masę rosnącą razem z rozpiętością przy tym samym typie konstrukcji. duże konstrukcje dysponujące znaczną masą bronią się przed zmęczeniem właśnie swoją masą. w załączniku c normy [5] podano system oceny niezgodności spawalniczych (ns) spoin narażonych na zmęczenie w powiązaniu z obliczeniami dotyczącymi mechaniki pękania. dokładnie wprowadzone nowe wymagania dla przedmiotowych spoin w mostach stalowych omówiono w [7,8,16]. praktycznie, wraz ze wzrostem kategorii użytkowej, dla wyższych poziomów jakości b90 i b125 zmniejszono o ok. 50% wymiary geometryczne ns (d lub h) oraz powierzchnie rzutowe niezgodności kulistych. według opinii autorów, wprowadzone zmiany mają znaczenie kosmetyczne i wymagają dodatkowej analizy, gdyż: maksymalny współczynnik koncentracji naprężeń wywołany wadami globularnymi jest stały, niezależnie od średnicy niezgodności i wynosi 2,04σ [7]; według danych literaturowych przyjmuje się, że przy zawartości objętościowej wtrąceń stałych i pustek gazowych w spoinie poniżej 3÷4% ich wpływ na wytrzymałość przy rozciąganiu złączy ze stali niskowęglowych jest pomijalny. nowe wydanie normy [5] (w języku angielskim) zastępuje od 30 kwietnia 2014 r. jej wydanie z 2009 r. norma ta zawiera dodatkowy załącznik c, w którym podano wymagania dotyczące spoin w stali narażonej na zmęczenie. podano wymagania w przypadku poziomów jakości spełniających kryteria danej klasy zmęczenia (fat) [7]. wartość klasy zmęczenia fat to zakres zmienności naprężeń ∆σc w odniesieniu do 2-milionowej liczby cykli nc ustalonej przy 75-procentowej granicy tolerancji ufności średniej z 95-procentowym prawdopodobieństwem przetrwania, z uwzględnieniem odchylenia standardowego, wielkości próby oraz wpływu naprężeń własnych. w tablicy vii podano odpowiednie klasy zmęczenia fat do spoin czołowych poziomu jakości c i b. poziom c63 dotyczy fat63 i niższego (∆σc ≤ 63 mpa), a poziomy b90 oraz b125 dotyczą fat90 i niższych (63 < ∆σc ≤ 90 mpa) oraz fat125 i niższych (90 < ∆σc ≤ 125 mpa). 201406_pspaw.pdf 24 przegląd spawalnictwa 6/2014 wpływ obróbki cieplnej na właściwości spawanych austenitycznych rur wymienników ciepła the effect of heat treatment on the properties   of welded austenitic tubes for heat exchangers streszczenie w artykule przedstawiono technologię spawania wzdłużnego metodą tig bez materiału dodatkowego (142) rurek wymienników ciepła ze stali austenitycznych aisi 316l i aisi 321. zaprezentowano wyniki badań wpływu obróbki cieplnej, przesycania, na wytrzymałość na rozciąganie, twardość złączy, właściwości plastyczne oraz strukturę rurek gładkich i karbowanych. ustalono, że zmiana temperatury przesycania w badanym zakresie ma wpływ na właściwości mechaniczne rurek spawanych oraz wyznaczono najkorzystniejszą pod względem tych właściwości temperaturę przesycania (1100÷1150 °c). słowa kluczowe: wymiennik ciepła, spawanie tig, obróbka cieplna abstract the article presents a technology of tig longitudinal welding without filler material (142) of heat exchanger tubes made of austenitic steels aisi 316l and aisi 321. the results of studies on the effects of heat treatment (solution annealing) on tensile strength, hardness, plasticity and the structure of smooth and corrugated tubes are shown. it was found, that the change in solution annealing temperature across the tested range has an impact on mechanical properties of welded tubes and the most advantageous solution annealing temperature (1100÷1150 °c) was determined. keywords: heat exchanger, tig welding, heat treatment grzegorz rogalski jerzy łabanowski dariusz fydrych aleksandra świerczyńska dr inż. grzegorz rogalski; dr hab. inż. jerzy łabanowski, prof. nzw. pg; dr inż. dariusz fydrych, mgr inż. aleksandra świerczyńska – politechnika gdańska. autor korespondencyjny/corresponding author: grogalski@mech.pg.gda.pl wstęp obecnie na rynku istnieje wiele typów wymienników ciepła, których konstrukcja zależy m.in. od warunków pracy, stosowanych czynników roboczych i technologii wytwarzania (rys. 1) [1]. spośród wielu kryteriów doboru wymiennika do określonych zastosowań najważniejszym jest jego niezawodność. z tego punktu widzenia istotny jest dobór materiałów podstawowych, z których będzie on wykonany. wymienniki ciepła są wytwarzane ze stali niestopowych (p265gh), stali stopowych (p22, p91), niklu i jego stopów (incoloy 800), tytanu (np. gr2) oraz wysokostopowych stali odpornych na korozję (aisi 304, aisi 316l, aisi 321) [2÷4]. należy zwrócić uwagę, że nawet austenityczne stale odporne na korozję w pewnych warunkach pracy mogą ulegać zniszczeniu, np. podczas kontaktu ze środowiskiem zawierającym chlorki podlegają korozji naprężeniowej, której efektem są pęknięcia (rys. 2). stale o strukturze w pełni austenitycznej mogą wykazywać ograniczoną spawalność ze względu na skłonność do formowania się pęknięć gorących oraz procesów wydzieleniowych prowadzących m.in. do spadku udarności oraz zwiększonej podatności na korozję międzykrystaliczną [5, 6]. 25przegląd spawalnictwa 6/2014 na rysunku 3 przedstawiono płaszczowo-rurowy wymiennik ciepła jad xk 6.50 produkowany przez firmę secespol sp. z o.o. [1]. wymienniki tego typu najczęściej wykonywane są z austenitycznej stali odpornej na korozję. główne elementy wymiennika to płaszcz, wężownica oraz przyłącza w postaci króćców. elementem szczególnie narażonym na zniszczenie podczas montażu i dalszej eksploatacji jest wężownica. konstrukcja wężownic przedstawionych na rysunkach 4a, 4b wymaga zwijania rur do odpowiedniego kształtu. w praktyce rury poddane odkształceniu plastycznemu podczas zwijania często ulegają pęknięciom. podatność na pękanie nasila się w przypadku stosowania rur ze wzdłużnym złączem spawanym. polepszenie plastyczności rur ze stali austenitycznych uzyskuje się w wyniku obróbki cieplnej – przesycania. ta obróbka powoduje uzyskanie jednofazowej struktury austenitycznej bez wydzieleń węglików na granicach ziaren, zabezpieczając stal przed postępem korozji międzykrystalicznej w obszarach swc uwrażliwionych podczas spawania. przesycanie powoduje zwiększenie właściwości plastycznych, ale należy pamiętać, że jednocześnie może powodować obniżenie wytrzymałości i twardości stali. dlatego ważne jest określenie wpływu parametrów spawania i następującej po nim obróbki rys. 1. płaszczowo-rurowe wymienniki ciepła produkowane przez firmę secespol sp. z o.o. [1] fig. 1. shell-and-tube heat exchangers manufactured by secespol sp. z o.o. [1] rys. 2. pęknięcie rurki wężownicy wymiennika ciepła ze stali 321 powstałe w wyniku oddziaływania korozji naprężeniowej fig. 2. stress corrosion crack at coil steel tube made of 321 stainless steel rys. 3. budowa płaszczowo-rurowego wymiennika ciepła jad xk 6.50 firmy secespol sp. z o.o.; 1 – płaszcz, 2 – wężownica, 3 – króciec z kołnierzem [1] fig. 3. construction of shell-and-tube heat exchanger jad xk 6.50 manufactured by secespol sp. z o.o.; 1 – shell, 2 – coil, 3 – flange [1] rys. 4. wężownice wykonane ze spawanych rur ze stali 321: a) rurki gładkie, b) rurki karbowane [1] fig. 4. coils made of welded 321 steel tubes: a) smooth tubes, b) corrugated tubes [1] cieplnej na właściwości mechaniczne rur stosowanych w płaszczowo-rurowych wymiennikach ciepła. warunki przesycania po spawaniu stali austenitycznych opisywane są w literaturze głównie w aspekcie odporności korozyjnej [5, 6], brakuje natomiast informacji opisujących ich wpływ na plastyczność stali. a) b) badania własne materiał i technologia spawania praca jest kontynuacją prowadzonych wcześniej badań [2], a jej celem jest określenie wpływu parametrów przesycania na strukturę i właściwości mechaniczne spawanych rur ø8,0x0,6 mm ze stali odpornych na korozję. rurki wykonano ze stali austenitycznych aisi 316l (x2crnimo17-12-2/1.4404) oraz aisi 321 (x6crniti18-10/1.4541). skład chemiczny oraz właściwości wytrzymałościowe zastosowanych stali przedstawiono w tablicach i oraz ii. do wykonania rurek użyto taśmy o szerokości 24 mm i grubości 0,6 mm. po operacji spawania próbki zostały poddane przesycaniu w wodzie z temperatury w zakresie 1000÷1200 °c. celem obróbki cieplnej była poprawa plastyczności rurek oraz zabezpieczenie przed korozją międzykrystaliczną. 26 przegląd spawalnictwa 6/2014 tablica i. skład chemiczny stali aisi 316l i aisi 321, % wag. [7] table i. chemical composition of aisi 316l and aisi 321 steels, wt.% [7] tablica ii. właściwości mechaniczne taśm aisi 316l i 321 w stanie przesyconym [7] table ii. mechanical properties of aisi 316l and aisi 321 steel strips in solution annealing condition [7] tablica iii. zestawienie próbek przygotowanych do badań table iii. list of specimens prepared for testing badano rurki gładkie oraz karbowane. karbowanie ścianek rurek wykonuje się ze względów eksploatacyjnych. specjalne formowanie powoduje zwiększenie powierzchni wymiany ciepła oraz wymusza przepływ turbulentny, co wiąże się z większą sprawnością wymiennika. osiągnięcie postawionego celu zrealizowano, opierając się na następującym planie badań: 1. opracowanie technologii spawania (instrukcji technologicznej wps). 2. wykonanie złączy próbnych wg zestawienia podanego w tablicy iii. 3. wykonanie badań nieniszczących: − wizualnych (vt), − prądami wirowymi (et). 4. wykonanie badań niszczących: − statycznej próby rozciągania, − próby spłaszczania, − próby wywijania kołnierza (roztłaczania), − badań metalograficznych makroskopowych i mikroskopowych, − pomiarów twardości. przed przystąpieniem do opracowania instrukcji technologicznej spawania wps określono zmienne istotne, które wpływają na przebieg całego procesu wytwarzania. zaliczono do nich: stal c si mn p s n cr mo ni ti aisi 316l ≤ 0,03 ≤ 1,0 ≤ 2,0 ≤ 0,045 ≤ 0,015 ≤ 0,11 16,5÷18,5 2,0÷2,5 10,0÷13,00 – aisi 321 ≤ 0,08 ≤ 1,0 ≤ 2,0 ≤ 0,045 ≤ 0,015 – 17,0÷19,0 – 9,00÷12,00 5xc do 0,7 stal rm, mpa rp0,2 min., mpa a80 min., % zalecana temp. przesycania, °c aisi 316l 530÷680 240 40 1030÷1100 aisi 321 520÷720 220 40 1000÷1100 1. gatunek materiału podstawowego: austenityczne stale odporne na korozję 316l (1.4404) i 321 (1.4541); grupa materiałowa wg tr iso 15608: 8.1 [8]. 2. wymiary geometryczne rurki: ø = 8,0 mm, t = 0,6 mm. 3. rodzaj złącza oraz spoiny: spoina czołowa wzdłużna (bw), złącze doczołowe. 4. rodzaj spawania: spawanie automatyczne. 5. metoda spawania: tig (142) bez materiału dodatkowego. 6. pozycja spawania: pa. 7. gazy osłonowe: od strony grani i1 (100% ar); od strony uchwytu spawalniczego r1 (ar + 5% h2) wg pn-en iso 14175 [9]. 8. obróbka cieplna: przesycanie, 1000÷1200 °c. do wytwarzania rur zastosowano automatyczną linię produkcyjną składającą się z następujących elementów: − zespołu magazynującego szpule z taśmą, − zespołu rolek ciągnących, − zespołu rolek formujących, − komory spawania, − urządzenia spawalniczego do spawania metodą tig z osprzętem, − zespołu obróbki cieplnej, − zespołu kontroli prądami wirowymi, − zespołu tnącego i magazynującego. oznaczenie próbki 316g-03 316g-02 316g-04 316k-03 316k-02 316k-04 321g-01 321k-01 rodzaj powierzchni gładka gładka gładka karbowana karbowana karbowana gładka karbowana gatunek stali 316l 316l 316l 316l 316l 316l 321 321 temperatura przesycania 1000 °c 1100 °c 1200 °c 1000 °c 1150 °c 1200 °c 1080 °c 1140 °c 27przegląd spawalnictwa 6/2014 na rysunku 5 przedstawiono komorę spawania, która znajduje się w ciągu technologicznym linii produkcyjnej. próby technologiczne spawania rur na linii automatycznej wykonano z uwzględnieniem uprzednio określonych zmiennych istotnych. na podstawie wyników tych prób opracowano instrukcję technologiczną spawania wps, która została wykorzystana do wykonania próbek przeznaczonych do badań. w tablicy iv przedstawiono parametry spawania złączy próbnych. badania nieniszczące badania wizualne zostały wykonane na wszystkich próbkach zgodnie z wytycznymi pn-en iso 17637 [10]. nie stwierdzono zewnętrznych niezgodności spawalniczych, a tym samym uznano, że odpowiadają one poziomowi jakości b wg pn-en iso 5817 [11]. cechą charakterystyczną po przesycaniu jest ciemna i matowa (utleniona) warstwa powierzchni rurek. badania prądami wirowymi wykonano zgodnie z wymaganiami pn-en 12084 [12]. realizowano je przy użyciu urządzenia zamontowanego bezpośrednio na linii do wytwarzania rur. tego rodzaju rozwiązanie umożliwia bieżące eliminowanie odcinków rur, które mają niezgodności spawalnicze. w rozpatrywanym przypadku nie ujawniono niezgodności spawalniczych i podobnie jak przy badaniach wizualnych złącza spawane odpowiadają poziomowi jakości b wg pn-en iso 5817 [11]. tablica iv. parametry wykonania złączy próbnych table iv. welding parameters of test joints kształt połączenia kolejność spawania ścieg proces natężenie prądu spawania, a napięcie łuku, v rodzaj prądu / biegunowość prędkość spawania m/min ilość wprowadzonego ciepła, kj/mm 1 142 115 10÷11 dc (-) 4,3 0,17 badania niszczące statyczna próba rozciągania próby rozciągania wykonano zgodnie z wymaganiami pn-en iso 10002-1 [13]. umożliwiły one określenie wytrzymałości na rozciąganie rm oraz wydłużenia a80 dla wszystkich 8 grup rur (trzy próbki dla każdej grupy). otrzymane wyniki badań przedstawiono w tablicy v oraz na rysunkach 6 i 7. badania wykazały, że prawie wszystkie próbki poddane badaniom spełniły wymagania stawiane przez normę pn-en 10088-2 [7]. rurki o oznaczeniu 316g-04 oraz 316k-04 nie spełniają minimalnego kryterium akceptacji dla rm stali 316l. uzyskano wynik na poziomie 509 mpa, podczas gdy wymagana przez normę pn-en 10088-2 minimalna wartość to 520 mpa. odnosząc jednak ten wynik do przepisów asme/astm zgodnie z wymaganiami sa240, uzyskana wartość spełnia kryterium akceptacji, tzn. 485 mpa. najniższą wartość rm uzyskano dla najwyższej temperatury przesycania równej 1200 °c. jest ona wyższa o 80 °c od maksymalnej temperatury ustanowionej przez normę przedmiotową [7] i jak wynika z badań, nie powinna być już stosowana. stwierdzono występowanie spodziewanej zależności, tzn. że wraz ze wzrostem temperatury przesycania maleje wytrzymałość na rozciąganie, a rośnie wydłużenie a80 (maks. a80 = 64,58%). tego rodzaju zmiany są pozytywne pod warunkiem, że wraz ze wzrostem plastyczności uzyskuje się wymaganą wytrzymałość na rozciąganie. zaobserwowane zależności są takie same dla stali 316l oraz 321. wykonane złącza próbne przesycane w 1000 °c charakteryzują się najmniejszą wartością wydłużenia (a80 = 46,35÷50,42%), co podczas formowania wężownicy może doprowadzić do pękania. rys. 5. komora spawania linii produkcyjnej rurek ze stali austenitycznej [1] fig. 5. welding chamber at production line of austenitic stainless steel tubes [1] tablica v. wyniki prób rozciągania, wartości średnie table v. results of tensile tests, mean values nr próbki a80 % kryterium akceptacji a80, % rm mpa kryterium akceptacji rm, mpa 316g-03 46,25 40 576 530 316g-02 64,58 521 316g-04 63,75 509 316k-03 50,42 564 316k-02 62,92 536 316k-04 64,17 509 321g-01 54,17 587 520 321k-01 60,00 563 28 przegląd spawalnictwa 6/2014 próba spłaszczania próbę spłaszczania wykonano zgodnie z wymaganiami pn-en iso 8492 [14]. badania takie mają na celu określenie podatności rur metalowych o przekroju okrągłym na odkształcenie plastyczne. badania wykonano na próbkach długości od 10 do 100 mm pobranych z 8 badanych grup rur. próbę wykonano na prasie hydraulicznej. próbki układano tak, aby oś spoiny znajdowała się w połowie wysokości rury i była narażona na największe naprężenia ściskające. rurki spłaszczano aż do osiągnięcia styku powierzchni na odcinku odpowiadającym co najmniej połowie szerokości wewnętrznej próbki. na rysunku 8 pokazano wyniki próby dla rurki karbowanej i gładkiej. ocenie poddano rys. 6. zależność wytrzymałości na rozciąganie od temperatury przesycania dla spawanych rurek gładkich ze stali 316l fig. 6. relationship of tensile strength and solution annealing temperature for smooth welded tubes made of 316l steel rys. 7. zależność wytrzymałości na rozciąganie od temperatury przesycania dla spawanych rurek karbowanych ze stali 316l fig. 7. relationship of tensile strength and solution annealing temperature for corrugated welded tubes made of 316l steel powierzchnie zewnętrzne próbek, zawierające złącza spawane, które uległy największemu odkształceniu plastycznemu. jako kryterium akceptacji przyjęto brak pęknięć oraz naderwań. żadne próbki z badanych 8 grup nie wykazały pęknięć, naderwań oraz rozwarstwień. uzyskane wyniki świadczą o dobrej podatności rurek na odkształcenia plastyczne. próba wywijania kołnierza próbę wywijania kołnierza przeprowadzono zgodnie z pn-en iso 8494 [15] dla każdej grupy rurek. badanie wykonano zgodnie ze schematem przedstawionym na rysunku 9. rys. 8. próbka gładka (a) i karbowana (b) po próbie spłaszczania; widok od czoła próbki fig. 8. smooth sample (a) and corrugated sample (b) after the flattening test; end view of the sample a) b) próbę przeprowadzono na prasie hydraulicznej. długość próbek do badań wynosiła ok. 50 mm. długość części cylindrycznej po próbie wywijania wynosi ponad 0,5d. na rysunku 10 przedstawiono przykładową próbkę karbowaną po próbie wywijania kołnierza. we wszystkich próbach uzyskano wynik pozytywny. w żadnej z badanych próbek nie stwierdzono występowania pęknięć na całym obwodzie kołnierza, w tym w obszarze złącza spawanego. rys. 9. schemat próby wywijania kołnierza; a) etap wstępny, b) etap końcowy, 1 – trzpień stożkowy, 2 – narzędzie wywijające kołnierz [13, 14] fig. 9. flanging test, a) initial step, b) final step, 1 – conical rod, 2 – flange tool [13, 14] rys. 10. próbka karbowana po próbie wywijania kołnierza; widok: a) od czoła próbki, b) z boku fig. 10. corrugated tube after flanging test: a) end view of the sample, b) side view of the sample a) b) a) b) 29przegląd spawalnictwa 6/2014 badania metalograficzne makroskopowe i mikroskopowe badania metalograficzne makroi mikroskopowe przeprowadzono zgodnie z wymaganiami pn-en iso 17639 [17]. próbki wykorzystane do badań zostały wycięte na pile taśmowej, poprzecznie do osi spoiny w taki sposób, aby obejmowały całe złącze spawane. powierzchnię próbek trawiono roztworem hcl + hf. na rysunkach 11 i 12 przedstawiono makrostrukturę złączy próbnych. w przypadku obu grup próbek (ze stali 316l oraz 321) szerokość spoiny jest prawie identyczna i wynosi ok. 2 mm. strefa wpływu ciepła jest bardzo wąska i nie można jej zidentyfikować przy powiększeniu do 50x. badania makroskopowe potwierdzają poprawność wykonania złączy próbnych, brak niezgodności spawalniczych. spoiny charakteryzują się poprawną geometrią (odpowiedni współczynnik kształtu) oraz pełnym przetopieniem. do badań metalograficznych mikroskopowych wykorzystano próbki, użyte podczas badań makroskopowych. poddano je kolejnym etapom obróbki i przygotowano do trawienia roztworem hcl + hf. w badaniach zastosowano powiększenie 150÷500x. wyniki badań metalograficznych mikroskopowych przedstawiono na rysunku 13. rys. 11. makrostruktura złączy doczołowych próbek: a) 316g-03, b) 316k-03. pow. 37,5x fig. 11. macrostructure of butt joints: a) 316g-03, b) 316k-03. magn. 37.5x rys. 12. makrostruktura złączy doczołowych próbek: a) 321g-01 oraz b) 321k-01. pow. 37,5x fig. 12. macrostructure of butt joints: a) 321g-01 and b) 321k-01. magn. 37.5x a) b) a) b) rys. 13. mikrostruktura złączy doczołowych próbek: a) 321k-01, b) 316k-02, c) 316g-03, d) 316k-04. pow. 150x fig. 13. microstructure of butt joints: a) 321k-01, b) 316k-02, c) 316g-03, d) 316k-04. magn. 150x a) b) c) d) 30 przegląd spawalnictwa 6/2014 na podstawie wykonanych badań można stwierdzić, że struktura wszystkich badanych próbek jest podobna. struktura materiału rodzimego to austenit o ziarnach zrekrystalizowanych. wielkość ziaren austenitu jest porównywalna we wszystkich próbkach. w spoinie występują dendrytyczne ziarna austenitu ukierunkowane prostopadle do linii wtopienia. przejście od spoiny do materiału rodzimego jest gwałtowne, bez strefy przejściowej. tuż przy linii wtopienia, w materiale rodzimym obserwowano obszary z podwyższonym udziałem ferrytu δ. stwierdzono tylko nieznaczny rozrost ziaren austenitu w obszarach przylegających do linii wtopienia. wielkość ziaren austenitu w materiale rodzimym jest porównywalna we wszystkich próbkach poza przesycanymi z temperatury 1200 °c, gdzie zaobserwowano niewielki rozrost ziaren. nawet przy dużych powiększeniach nie zauważono wydzieleń węglików w osnowie austenitycznej próbek. nie oznacza to jednak braku tych wydzieleń, które mogą być bardzo drobne i przez to niewykrywalne za pomocą mikroskopu świetlnego. pomiary twardości pomiary twardości przeprowadzono zgodnie z wymaganiami normy pn-en iso 6507-1 [18]. badania wykonano przy użyciu twardościomierza hv-50a przy obciążeniu siłą 9,81 n. na rysunkach 14 i 15 przedstawiono wyniki pomiarów twardości (wartości średnie) poszczególnych obszarów złącza spawanego stali 316l w funkcji temperatury przesycania. na podstawie otrzymanych wyników można stwierdzić, że najwyższą twardością charakteryzuje się spoina, bez względu na zastosowaną temperaturę przesycania (171÷208 hv1). wraz ze wzrostem temperatury przesycania maleje twardość w strefie wpływu ciepła dla wszystkich złączy próbnych (137÷170 hv1). materiał rodzimy w zakresie temperatur przesycania do 1100÷1150 °c wykazuje spadek twardości, natomiast po przekroczeniu temperatury 1150 °c następuje jej wzrost. zmiany twardości korelują ze zmianami wytrzymałości na rozciąganie. wyniki badań są zbliżone dla rurek gładkich oraz karbowanych. rys. 14. zależność twardości hv1 od temperatury przesycania dla złączy spawanych rurek gładkich wykonanych ze stali 316l fig. 14. relationship of hv1 hardness and solution annealing temperature for welded joints of smooth 316l steel tubes rys. 15. zależność twardości hv1 od temperatury przesycania dla spawanych rurek karbowanych wykonanych ze stali 316l fig. 15. relationship of hv1 hardness and solution annealing temperature for welded joints of corrugated 316l steel tubes podsumowanie opracowano technologię spawania wzdłużnego metodą tig (142) rurek ø 8,0x0,6 mm wymienników ciepła ze stali austenitycznych aisi 316l i aisi 321. zastosowana technologia gwarantuje uzyskanie spoin bez niezgodności spawalniczych. zastosowanie temperatury przesycania w zakresie od 1000 °c do 1200 °c miało wpływ na właściwości mechaniczne rurek. ustalono, że optymalny zakres temperatury przesycania dla rurek ze stali aisi 316l wynosi 1100÷1150 ˚c. przesycanie w takich warunkach zapewnia wzrost plastyczności stali przy zachowaniu akceptowalnej wytrzymałości na rozciąganie. niższe temperatury przesycania mogą nie zapewnić całkowitego rozpuszczenia węglików w osnowie austenitycznej, ograniczając plastyczność i odporność korozyjną stali. wyższe temperatury przesycania wpływają niekorzystnie na wytrzymałość stali i sprzyjają rozrostowi ziaren austenitu. nie stwierdzono znaczącego wpływu karbowania rurek na ich właściwości wytrzymałościowe i plastyczne. 31przegląd spawalnictwa 6/2014 literatura [1] www.secespol.pl [2] świerczyńska a., rogalski g., fydrych d.: badania struktury i właściwości spawanych austenitycznych rur wymienników ciepła. przegląd spawalnictwa 5/2010. [3] rogalski g., łabanowski j.: kwalifikowanie technologii spawania zgodnie z wytycznymi normy pn-en iso 15613 na przykładzie wytwarzania rur stosowanych w płaszczowo-rurowych wymiennikach ciepła. biuletyn instytutu spawalnictwa 5/2011. [4] rogalski g., fydrych d.: kwalifikowanie technologii spawania wg pn-en iso 15614-8 na przykładzie płyt sitowych w u-rurowych wymiennikach ciepła. przegląd spawalnictwa 2/2012. [5] colombier l., hochmann j.: stale odporne na korozję i stale żaroodporne. wydawnictwo śląsk, 1994. [6] tasak e., ziewiec a.: spawalność materiałów konstrukcyjnych, wydawnictwo jak, kraków 2009. [7] pn-en 10088-2: stale odporne na korozję. warunki techniczne dostawy blach grubych, cienkich oraz taśm ogólnego przeznaczenia. [8] tr iso 15608: spawanie. wytyczne systemu podziału materiałów metalowych na grupy. [9] pn-en iso 14175: materiały dodatkowe do spawania. gazy i mieszaniny gazów do spawania i procesów pokrewnych. [10] pn-en iso 17637: badania nieniszczące złączy spawanych. badania wizualne złączy spawanych. [11] pn-en iso 5817: spawanie. złącza spawane ze stali, niklu, tytanu i ich stopów (z wyjątkiem spawanych wiązką). poziomy jakości według niezgodności spawalniczych. [12] pn-en 12084: badania nieniszczące. badania metodą prądów wirowych. zasady ogólne i wytyczne. [13] pn-en iso 10002-1: metale. próba rozciągania. część 1: metoda badania w temperaturze otoczenia. [14] pn-en iso 8492: metale. rury. próba spłaszczania. [15] pn-en iso 8494: metale. rury. próba wywijania kołnierza. [16] łabanowski j.: ocena jakości wyrobów hutniczych, wydawnictwo państwowej wyższej szkoły zawodowej w elblągu, elbląg 2012. [17] pn-en iso 17639: badania niszczące spawanych złączy metali. badania makroskopowe i mikroskopowe złączy spawanych. [18] pn-en iso 6507-1: metale. pomiar twardości sposobem vickersa. część 1: metoda badań. autorzy dziękują firmie secespol sp. z o.o. za wykonanie złączy próbnych, które wykorzystano do przeprowadzenia badań. imię i nazwisko kontakt do osoby zamawiającej: adres nip zamawiam książkę: próba łamania łączy spawanych atlas przełomów w redakcji przegląd spawalnictwa w liczbie .... egz. cena 1 egzemplarza książki: próba łamania złączy spawanych atlas przełomów wynosi: 60 zł (w tym 5% vat) w celu zamówienia książki w redakcji należy wypełnić formularz zamieszczony obok i przesłać go w formie faksu, skanu lub listu na adres: redakcja – przegląd spawalnictwa aw simp ul. świętokrzyska 14a, 00-050 warszawa tel.: 22 827 25 42, faks: 22 336 14 79 e-mail: redakcja@pspaw.pl wpłaty należy dokonać na rachunek bankowy: bank bph s.a. oddział w warszawie 45 1060 0076 0000 3200 0043 1836 _________________________________podpis firma próba łamania złączy spawanych atlas przełomów jacek słania krzysztof janiszewski oświadczam, że jestem podatnikiem vat i upoważniam firmę do wystawienia faktury bez podpisu nr 5 2015 www.pdf 47przegląd spawalnictwa vol. 87  5/2015 problemy spawalnicze przy modernizacji starych mostów kolejowych welding issues in retrofitting of old railway bridges dr inż. janusz hołowaty, dr hab. inż. bernard wichtowski, prof. zut – zachodniopomorski uniwersytet technologiczny w szczecinie autor korespondencyjny/corresponding author: jah@wp.pl streszczenie niepełne, a nieraz zróżnicowane przedstawianie wymagań normowych oraz ich mnogość jest w ostatnim okresie przyczyną różnej interpretacji tych samych zagadnień konstrukcyjnych. podobny przypadek dotyczący połączeń spawanych podczas modernizacji dwóch mostów kolejowych przedstawiono w referacie. słowa kluczowe: mosty stalowe, stal zlewna, spawalność stali abstract long lifespan of railway bridges causes technical and functional ageing of the structuresas well as the material degradation. serviceability parameters of such structures are worsened and the structural steels are aging structurally. the problem is presented by results of research work on structural steels in two railway truss bridges. many different code requirements and their complexity may cause different interpretations of the same structural issue. the similar case had happened for welded connections in retrofitting of the two railway bridges which are presented in the paper. keywords: steel bridges, cast steel, weldability wstęp każda konstrukcja eksploatowana przez czas dłuższy podlega degradacji techniczno–funkcjonalnej oraz materiałowej. następuje pogorszenie walorów użytkowych konstrukcji oraz starzenie strukturalne stali. problem ten dotyczy w szczególności starych obiektów mostowych, które zaliczamy do najdłużej użytkowanych naziemnych budowli inżynierskich [1÷4]. w mostach tych, poza standardowymi problemami utrzymaniowymi, występują również zagadnienia materiałowe, które trzeba rozpoznać w celu określenia wytrzymałości obliczeniowej oraz spawalności przy wzmacnianiu lub przebudowie z wykorzystaniem spawania. stosowanie metod napraw i wzmacniania za pomocą dospawania elementów prowadzi do wymiernych oszczędności ekonomicznych i ułatwień w utrzymaniu ciągłości ruchu komunikacyjnego [5÷7]. właściwości stali starych obiektów znacznie różnią się od właściwości stali wytwarzanych obecnie, dlatego też w przypadku każdej przebudowywanej konstrukcji występuje problem możliwości spawania jej materiału i bezpiecznej pracy połączeń spawanych. zagadnienie spawalności stali niskowęglowych sprowadza się do pęknięć gorących i kruchych w spoinach [8÷10]. żadna dawna stalowa konstrukcja mostowa nie powinna być zakwalifikowana do przebudowy lub wzmocnienia za pomocą spawania jeśli nie zostaną przeprowadzone badania spawalności stali, z której konstrukcja ta została wykonana [11÷14]. najczęściej badania spawalności obejmują: analizę składu chemicznego stali elementów nośnych, określenie właściwości mechanicznych (rm, re i a %) i badania udarnościowe na próbkach charpy’ego (kcv). niekiedy uzyskane wyniki są zróżnicowane dla poszczególnych przęseł badanego mostu [3,6,10,15,16], a niekiedy wyniki badań są odmiennie interpretowane. taki przypadek, różnej oceny spawalności stali dwóch mostów kolejowych wybudowanych w roku 1875, przedstawiono w niniejszym referacie. zagadnienia modernizacyjno-badawcze tych mostów są tematem referatu [17], który został zgłoszony na tegoroczną xxvii konferencję „awarie budowlane”. konstrukcja i historia mostów dwa przedmiotowe mosty kolejowe usytuowane są na dwutorowej zelektryfikowanej linii kolejowej nr 273 wrocław-szczecin, na szlaku chyrzyno-kostrzyn nad polderem i rzeką wartą (rys. 1). są to wieloprzęsłowe konstrukcje kratownicowe górą otwarte z jezdnią dołem. obiekt a jest konstrukcją pięcioprzęsłową o rozpiętościach: 39,65; 30,00; 39,65+40,40+39,65 m, a obiekt b konstrukcją ciągłą trzyprzęsłową o jednakowych rozpiętościach 30,12 m. całkowite długości tych mostów, mierzone po osi obiektu, wynoszą: 192,76 i 91,45 m. dźwigary kratowe o pasach równoległych mają wysokość 4,20 m, a ich rozstaw poprzeczny wynosi 4,90 i 5,00 m. nawierzchnia kolejowa wykonstruowana była z szyn uic60/s60 na mostownicach drewnianych, janusz hołowaty, bernard wichtowski 48 przegląd spawalnictwa vol. 87 5/2015 rys. 1. widok mostów a i b usytuowanych w odległości 284 m fig. 1. view of bridges a and b located at a distance of 284 m a) o przekroju poprzecznym 0,22×0,24 m, opartych bezpośrednio na stopkach górnych dwuteowych podłużnic (rys. 2a i 3a). rozstaw osi torów wynosi 6,20 m. szlak kolejowy chyrzyno-kostrzyn został oddany do eksploatacji w 1875 roku. w latach 1970 i 1983 mosty zostały poddane modernizacji. w ich wyniku wybudowano nowe konstrukcje dwóch przęseł mostu a, w torze nr 1 od strony wrocławia oraz wszystkie przęsła obu mostów w torze nr 2 (1983 r.). nowe konstrukcje wykonano ze stali st3m. obecnie z roku 1875 pozostały jedynie kratownicowe ciągłe konstrukcje trójprzęsłowe w torze nr 1 obu mostów, wykonane ze stali zlewnej o podwyższonej wytrzymałości. obecna modernizacja, przeprowadzona w roku 2014, miała na celu doprowadzenie konstrukcji mostów do wymogów instrukcji id-2 (d-2) „warunki techniczne dla kolejowych obiektów inżynieryjnych” oraz id-1 (d-1) „warunki techniczne utrzymania nawierzchni na liniach kolejowych”. projekt techniczny remontu opracował jeden z autorów niniejszego referatu. przewidywał on prace spawalnicze w ograniczonym zakresie. ograniczały się one do przyspawania podkładek centrujących do pasów górnych podłużnic pod oparcia mostownic. obecnie mostownice muszą być oparte na specjalnych podkładkach i siodełkach zgodnie z rysunkami 2b i 3b. podkładki centrujące o szerokości 40 mm i minimalnej wysokości 50 mm oraz długości 220 mm mają zmienną wysokość po długości przęsła w zależności od strzałki jego ugięcia [18]. podkładki te z podłużnicami tradycyjnie łączone są obwodową spoiną pachwinową. projekt przewidywał ich wykonanie, po rozpoznaniu parametrów stali i doborze odpowiedniej technologii spawania, zwłaszcza dla przęseł wykonanych ze stali zlewnej (1875 r.), które odbudowane zostały po zniszczeniach wojennych i ciągle znajdują się w eksploatacji. a) b) badania materiałowe i spawalnicze stali mostów podczas wykonywania prac remontowych przedmiotowych mostów inspektor nadzoru wymagał sprawdzenia gatunku stali i jej spawalności. dlatego też wykonawca remontu zwrócił się o opinię dotyczącą możliwości wykonania spawania do instytutu spawalnictwa (is) w gliwicach. ocenę spawalności stali mostów określoną na podstawie badań próbek materiałowych is przedstawił w orzeczeniu [20]. omówiono tam: – analizę chemiczną badanych stali, – wyniki próby statycznego rozciągania, – badania udarnościowe, – analizę spawalności. możliwość spawania uwzględnioną w projekcie modernizacyjnym mostów przyjęto również według wyników powyższych badań i dlatego w referacie dokonano ich porównania. w analizie uwzględniono jedynie badania porównywalne, bazując na wartościach średnich. nie uwzględniono wyników z badań próbek pobranych w poprzek kierunku walcowania oraz próbek normalizowanych [17,20]. skład chemiczny stali dźwigarów mostowych określono za pomocą spektrometrów emisyjnych iskrowych firmy horiba jobin von oraz bruker. w badaniach własnych rys. 2. przęsło podłużnicy z oparciem mostownic: a) bezpośrednio na pasach górnych podłużnic (przed modernizacją), b) na podkładkach centrujących (po modernizacji) fig. 2. stringer span with bridge sleepers supported: a) directly on the top flanges of the stringers (before refurbishment), b) on centring devices (after refurbishment) b) rys. 3. oparcie mostownic: a) bezpośrednio na pasach górnych podłużnic, b) na podkładkach centrujących fig. 3. support of bridge sleepers: a) directly on the upper flanges of the stringers, b) on centring devices a) b) 49przegląd spawalnictwa vol. 87  5/2015 (bw) autorzy referatu analizie poddali 16 próbek wyciętych z rejonów podporowych pasów dolnych poszczególnych kratownic nośnych, a w badaniach is trzy próbki wycięte z prętów wykratowania dźwigarów przęsła 1 i 2 (stal st3m) oraz przęsła 4, tj. środkowego trójprzęsłowej konstrukcji od strony szczecina (stal zlewna), w torze nr 1 mostu a. określony skład chemiczny stali próbek wyciętych z powyższych elementów kratownic zamieszczono w tablicy i. jednocześnie w celach porównawczych podano tam skład chemiczny stali: a) zlewnej, która była stosowana w okresie budowy mostu, b) st3m i 18g2a stosowanej w mostownictwie w okresie przebudowy omawianych przęseł, według pn-h84023/04:1980 i pn-h-84018:1986. z porównania składu chemicznego poszczególnych gatunków stali (por. tabl. i) wynika, że analizowane przęsła mostu a zostały wykonane ze stali st3m oraz stali zlewnej gatunku st48 lub stsi o rm,min = 520 mpa i re,min = 360 mpa [21]. są to stale o właściwościach późniejszej stopowej stali zlewnej oznaczonej symbolem st52 (hochwertiger baustahl), o właściwościach polskiej stali 18g2a [17]. zaskakującym jest stwierdzenie zawartości węgla o wartości 0,201% w badaniach jednej próbki ze stali st3m wyciętej z przęsła skrajnego mostu a od strony wrocławia. jest to wartość maksymalna określana przez pn-89/h-84023/04 dla tego gatunku stali. w dwóch pozostałych próbkach wyciętych z tego przęsła zawartość c wynosiła jedynie: 0,104 i 0,124%. wzrost zawartości c w stali pogarsza jej spawalność. oprócz węgla również inne pierwiastki zawarte w stali pogarszają jej spawalność. w celu uwzględnienia wpływu tych pierwiastków na spawalność stali mostowej obliczono wartość równoważnika węgla z poniższej zależności wg pnen 1025-1: 2007p określone w tablicy i wartości równoważnika węgla wynoszą od 0,25 do 0,43%. ze zmniejszaniem się równoważnika węgla skłonność stali do pękania maleje. praktycznie ustalono, że jeżeli ce < 0,45% i twardość w swc nie przekracza 350hv, to stal jest dobrze spawalna i prawdopodobieństwo powstania pęknięć jest znikome. dla analizowanej stali utwardzenie w strefie wpływu ciepła ma wartości [18]: ce = c + ____ mn 6 + ____________ cr + mo + v 5 + ________ ni + cu 15 1) przęsło stal rok bud. badania zawartość pierwiastka, % ce, % c mn si p s cr ni cu al 1 st3m 1970 bw1) 0,114 0,621 0,128 0,025 0,038 0,111 0,072 0,195 0,033 0,27 is3) 0,201 0,615 0,235 0,008 0,023 0,050 0,037 0,068 0,079 0,32 2 st3m 1984 bw1) 0,133 0,611 0,155 0,027 0,031 0,070 0,043 0,092 18ppm 0,26 is3) 0,141 0,538 0,123 0,019 0,033 0,063 0,035 0,062 0,004 0,25 3÷5 zlewna 1875 bw1) 0,147 1,409 0,803 0,035 0,042 0,033 0,081 0,459 51ppm 0,43 is3) 0,165 1,350 0,522 0,076 0,036 0,005 0,031 0,93 0,006 0,43 stal zlewna 0,03 ÷0,35 0,04 ÷0,75 ślady ÷0,18 0,004 ÷0,16 0,004 ÷0,115 0,11 ÷0,14 0,03 ÷0,04 0,11 ÷0,14 0,01 ÷0,02 – st3m max 0,20 min 0,40 0,12 ÷0,30 max 0,050 max 0,050 max 0,30 max 0,30 – min 0,02 – 18g2a max 0,20 1,00 ÷1,50 0,20 ÷0,55 max 0,040 max 0,040 max 0,30 max 0,30 max 0,30 min 0,02 – 1) – wartości średnie z dwóch próbek, 2) – wartości średnie z trzech próbek, 3) – wartości z badań jednej próbki tablica i. skład chemiczny stali przęseł: 1, 2 i 3÷5 w torze nr 1 mostu a table i. chemical composition of the steel: spans 1, 2 and 3 to 5 in bridge a, track no. 1 statyczną próbę rozciągania stali z pasa dolnego dźwigarów kratownicowych w torze nr 1 mostu a, podczas badań własnych (bw), przeprowadzono na 21 próbkach okrągłych o średnicy bazowej 6 mm (2×3 = 6 sztuk) i 8 mm (5×3 = 15 sztuk). w 9 przypadkach były to próbki ze stali zlewnej i w 12 przypadkach próbki ze stali st3m. analizowane badania instytut spawalnictwa wykonał na próbkach okrągłych o średnicy 10 mm (2×1 = 2 sztuki) oraz na jednej próbce o średnicy 6 mm. wszystkie badane próbki w powyższych badaniach pobrano wzdłuż kierunku walcowania poszczególnych blach. badania rozciągające wykonano na maszynach zwick/roell z600 oraz instron 4210, a uzyskane wyniki zestawiono w tablicy ii. w tablicy tej podano również normowe wymogi materiałowe dla przyjętej stali zlewnej gatunku st52 oraz stali gatunku st3m i 18g2a. dla badanej stali poszczególnego gatunku (przęsła) obliczono również współczynnik α = re/rm. wartość tego współczynnika ma duże znaczenie przy określaniu re stali mostów, w których granice wytrzymałości rm określa się na podstawie badań twardości hb [15]. wykazane w tablicy ii, otrzymane z badań wartości re i rm, każdorazowo mieszczą się w zakresie wartości normowych dla założonego gatunku stali. łatwo zauważyć bardzo mały rozrzut wartości wytrzymałościowych uzyskanych w danej grupie badanej stali z poszczególnych badań własnych i instytutu spawalnictwa. ce = 1200ce 260 = 40hv, hvmax = 1200ce 200 = 316 < 350hv 2a) 2b) przęsło stal rok bud. badania właściwości wytrzymałościowe re mpa rm mpa a5 % 1 st3m 1970 bw1) 298 426 33 0,27 is3) 316 465 36 0,32 2 st3m 1984 bw1) 297 436 33 0,26 is3) 278 424 35 0,25 3÷5 zlewna 1875 bw1) 376 558 32 0,43 is3) 413 572 34 0,43 stal zlewna (st%2-pn-54/h-84021) min. 320 520 ÷640 min. 25 0,62 ÷0,56 st3m (pn-89/h-84023/04) min. 240 370 ÷470 min. 25 0,65 ÷0,51 18g2a (pn-86/h-84018) min. 320 430 ÷630 min. 22 0,65 ÷0,51 1) – wartości średnie z dwóch próbek, 2) – wartości średnie z trzech próbek, 3) – wartości z badań jednej próbki tablica ii. właściwości wytrzymałościowe stali mostu a w torze nr 1 table ii. mechanical properties of steel in bridge a under track no. 1 50 przegląd spawalnictwa vol. 87 5/2015 przykładowo, maksymalne wartości odchyłek dla re.i rm wynoszą: dla stali st3m przęsła 1 od 6,0 do 9,1%, dla stali st3m przęsła 2 od 2,8 do 6,8%, dla stali zlewnej przęseł 3, 4 i 5 od 2,5 do 9,8%. rys. 4. próbki z pasów dolnych dźwigarów do badań własnych rozciągania stali fig. 4. specimens from the lower chords of truss girders for tensile tests badania udarnościowe pracy łamania kc stali z konstrukcji kratownicowej mostu a w torze nr 1 przeprowadzono oddzielnie dla stali st3m przęseł wolnopodpartych oraz dla stali zlewnej z trójprzęsłowej konstrukcji ciągłej. w badaniach własnych (bw) nie przeprowadzono badań stali gatunku st3m z dźwigarów przęsła 1 (od strony chyrzyna) wybudowanego w 1970 r. każdorazowo badania wykonano na próbkach charpy’ego o wymiarach 10×10×55 mm z karbem v o głębokości 2 mm i geometrii wg pn-en iso 148-1: 2010 (rys. 5). uzyskane średnie wartości kc z badań własnych 2×(5×3) = 30 próbek w pięciu zakresach temperaturowych oraz badań instytutu spawalnictwa 3×(3×2) = 18 próbek w trzech zakresach temperaturowych przedstawiono w tablicy iii. w tablicy tej podano także temperatury przejścia poszczególnych stali od stanu plastycznego do stanu kruchego (temperatura przejścia plastyczno-kruchego tp) dla kryterium łamania 27 j tkv27. według wymogów pn-en 1993-1-10, wartość pracy łamania 27 j przyjmuje się jako wielkość krytyczną wymaganą przez eurokod 3 dla stali badanych próbek o a = 80 mm2 uważaną za wartość minimalną w nowych konstrukcjach. oznacza to, że w nowych konstrukcjach mostowych stal gatunku s355 powinna mieć klasę jakości: k2; n; nl lub m; ml, czyli kc = 27 j w temperaturze ≤ -30 °c [22]. rys. 5. próbki z karbem v do badania udarności fig. 5. v-notched specimens for toughness tests z porównania uzyskanych wartości pracy łamania z badań udarnościowych bw i is, przedstawionych w tablicy iii, wynika znaczny rozrzut ich wartości w niektórych zakresach temperaturowych. dla stali st3m różnice te wynoszą od 6,7 do 44,4%, a dla stali zlewnej od 8,0 do 37,5%. według danych literaturowych jest to cecha charakterystyczna dla badań udarnościowych [15]. generalnie należy stwierdzić, że uzyskane wyniki są porównywalne. o fakcie tym świadczą prawie jednakowe wartości tkv27 uzyskane z poszczególnych badań. badane stale obu gatunków wykazały małą udarność w temperaturze minusowej. temperatura przejścia tych stali od stanu plastycznego do kruchego wynoszą ok. -8 °c dla stali st3m i +4 °c dla stali zlewnej. wyraźny wzrost ich pracy łamania następuje dopiero powyżej temperatury +10 °c. spawać czy nie spawać? w wyniku analizy przedstawionych badań, wykazanych w orzeczeniu [20], instytut spawalnictwa zaznaczył: „w podsumowaniu badań można stwierdzić, że badane stale nr 2 i 3 charakteryzują się niezadowalającą spawalnością, ponieważ wykazują wyjątkową skłonność do pękania kruchego w obniżonych temperaturach.” ... „dlatego. badanych.stali.nie.należy.łączyć.metodami.spawalniczymi.” według autorów referatu wnioski te wydają się dyskusyjne. faktycznie normy wyrobów hutniczych wymagają, aby praca łamania w określonej temperaturze była nie mniejsza niż 27 j. jak wykazały badania próbek normalizowanych, warunek ten spełniały również stale przedmiotowego mostu. pierwotna wartość pracy łamania w temperaturze -20 °c stali zlewnej wynosiła 57 j, a stali st3m aż 130 j. obecnie niskie wartości 10 i 20 j są spowodowane procesami starzenia tych stali. słusznie w normie [23] podano, że dobór stali ze względu na kruche pękanie wg powyższych wymogów: „zaleca się stosować przy doborze stali na nowe konstrukcje. nie dotyczą one konstrukcji użytkowanych.” poza tym przęsło stal rok bud. badania praca łamania kv w j tkv27 °c-20 °c -10 °c 0 °c 10 °c 20 °c 1 st3m 1970 bw1) – – – – – – is3) 39 – 87 – 111 -25 2 st3m 1984 bw1) 21 26 29 52 133 -7 is3) 18 – 39 – 104 -9 3÷5 zlewna 1875 bw1) 11 19 27 37 46 0 is3) 8 – 25 – 35 +4 1) – wartości średnie z trzech próbek 2) – wartości średnie z dwóchh próbek tablica iii. wyniki badań udarnościowych stali mostu a w torze nr 1 table iii. toughness test results for the steel in bridge a under track no. 1 51przegląd spawalnictwa vol. 87  5/2015 norma zaznacza, że reguły te stosuje się do elementów spawanych narażonych na zmęczenie, w których część zakresu zmienności naprężeń jest skutkiem rozciągania, co nie ma miejsca w analizowanych spoinach pachwinowych. według autorów referatu w przedmiotowych spoinach nie wystąpią pęknięcia zmęczeniowe. z konstrukcyjnego punktu widzenia istnieją trzy zasadnicze czynniki, które prowadzą do kruchego pękania przy naprężeniach rozciągających. są to: a) obecność ostrego karbu (wtrącenia niemetaliczne), b) wysoka wartość lokalnych naprężeń rozciągających w obszarze karbu, c) temperatura eksploatacji konstrukcji niższa od temperatury przejścia w stan kruchy. niezaistnienie jednego z tych czynników eliminuje możliwość wystąpienia kruchego pękania. z orzeczenia [20] wynika, że opiniodawca korzystał z projektu modernizacji mostu i wiadomym było, że problem spawania dotyczy ściskanych spoin pachwinowych o niskim poziomie występujących naprężeń. obliczone metodą kierunkową naprężenia w spoinach pachwinowych wynoszą: gdzie: – 0,5qvi = 62,5 kn – nacisk koła poprzez szynę, – γf = 1,45 – współczynnik obciążenia, – α+2 = 1,21 – współczynnik klasyfikacyjny, – φ2 = 1,37 – obliczony współczynnik dynamiczny dla podłużnicy, – ls = 220 mm, a = 8 mm – dane spoiny, – fu = 424 mpa; βw = 0,9; γm2 = 1,25 – wg tablicy ii i normy dla słabszej z łączonych części (st3m). ostatecznie otrzymano: σ = 43mpa; σ┴ = τ┴ = 30mpa; τw = 60mpa < 377mpa obliczeniowe naprężenia w spoinach stanowią jedynie 16% wartości naprężeń projektowych. badania stali podłużnic jezdni mostów celem całkowitego rozwiania wątpliwości dotyczących możliwości spawania podkładek centrujących pod mostownice mostowe (por. rys. 3b) postanowiono wykonać dodatkowe badania stali belek podłużnicowych jezdni mostów. w tym celu wycięto cztery próbki pasów górnych podłużnic, a ich stal poddano: – analizie składu chemicznego, – badaniu twardości metodą brinella celem wyznaczenia rm i re, – badaniom rozciągania złączy doczołowych, – badaniom udarnościowym na próbkach charpy’ego, σ = _______________ ; 0,5qvi.γf.α+2φ2 2lsa σ┴ = τ┴ = ___ σ √2 τw = σ ______fu βwγm2 ≤ √2 3) σ┴ ≤ 0,9 ; ___fu γm2 – oszacowaniu spawalności na podstawie składu chemicznego. skład chemiczny określono z badań stali czterech próbek, a ich wyniki zamieszczono w tablicy iv. łatwo zauważyć, że uzyskane wartości zawartości poszczególnych pierwiastków są porównywalne z wartościami zamieszczonymi w tablicy i, które uzyskano z badań stali kratownicowych dźwigarów nośnych. pomiar twardości metodą brinella przeprowadzono twardościomierzem typ b3cs, a średnie wyniki z trzech pomiarów przedstawiono w tablicy v, (kol. 5. twardość mierzono w tzw. warunkach standardowych, używając kulki stalowej o średnicy d = 10 mm, przy obciążeniu utrzymywanym przez t = 15s. rmb wyznaczono wg pn-en iso 6506-4:2002, a reb określono przy przyjętej wartości ilorazu α = reb / rmb = 0,7 wg tablicy ii. oraz przęsło i most stal rok bud. zawartość pierwiastka, % ce %c mn si p s cr ni cu al 1 – a st3m 1970 1980 0,131 0,684 0,195 0,016 0,030 0,086 0,043 0,093 0,067 0,27 0,127 0,954 0,195 0,012 0,011 0,016 99ppm 0,023 0,063 0,29 wartość średnia 0,129 0,819 0,195 0,014 0,021 0,051 0,022 0,058 0,065 0,28 4 – a zlewna 1875 0,142 1,738 0,523 0,028 0,027 72ppm 0,040 0,364 44ppm 0,46 2 – b 0,124 1,714 0,494 0,027 0,027 0,012 0,040 0,417 0,011 0,44 wartość średnia 0,133 1,726 0,508 0,028 0,027 0,006 0,040 0,390 0,006 0,45 tablica iv. skład chemiczny stali belek podłużnicowych table iv. chemical composition of the steel from stringers przęsło i most stal próbka ø odcisku mm hb 10 rmb rebt mm profil 1 – a st3m 16,8 heb240 5,25 128 426 298 2 – a 15,2 heb220 5,25 128 426 298 wartość średnia 5,25 128 426 298 4 – a zlewna 19,6 ip280 2,65 167 559 391 2 – b 18,2 ip260 4,70 163 547 387 wartość średnia 4,675 165 553 387 tablica v. właściwości mechaniczne według twardości table v. mechanical properties according to toughness uzyskane wartości reb i rmb są prawie analogiczne jak wartości w tablicy ii. określone wartości dla stali gatunku st3m są identyczne jak w badaniach bw, a w porównaniu ze stalą zlewną różnice dla wartości re i rm wynoszą odpowiednio +2,9 i -0,9%. badania rozciągające złączy spawanych ze stali zlewnej podłużnic (próbki nr 1z i 2z) oraz ze stali st3m (próbki nr 3 i 4) przeprowadzono zgodnie z wymaganiami pn-en iso 4136: 2013. przekrój poprzeczny ich strefy pomiarowej wynosił 25×15 i 25×12 mm. po odpowiednim przygotowaniu krawędzi do spawania, ręcznie wykonano dwustronne spoiny. spawano w pozycji podolnej (a) z użyciem elektrod zasadowych z niską zawartością wodoru: basic 7018 o średnicy 4,0 mm firmy lincoln electric, które suszone były w temperaturze 350 °c przez okres 4 h. według iso 2560-a są to elektrody e42 4b 42 h5. badania rozciągające przeprowadzono na maszynie zd 100, a ich wyniki przedstawiono na rysunku 6. tylko jedna próbka (nr 2z) została zerwana w materiale na odcinku pomiarowym poza spoiną, w odległości 32 mm od jej osi (rys. 7). pozostałe trzy próbki zostały zerwane 52 przegląd spawalnictwa vol. 87 5/2015 w stopiwie, w osi spoiny. na ich przełomach stwierdzono ciągły brak przetopu o szerokości od 2,1 do 2,8 mm (rys. 7). oznacza to, że zerwanie nastąpiło w stopiwie przy naprężeniach o wartości około 600 mpa, które po przeliczeniu na przekrój stalowy dają wartości rm od 362 do 536 mpa, zapisane na rysunku 6. rys. 6. wykresy rozciągania stali z czterech podłużnic fig. 6. stress-strain curves of the steel from four stringers rys. 7. widok próbek ze złączami doczołowymi po badaniu na rozciąganie fig. 7. view of specimens with butt welds after tensile tests przęsło i most stal profil praca łamania kv w j tkv27 °c-20 °c -10 °c 0 °c 10 °c 20 °c 1 – a 2 – a st3m htb240 heb220 7,1 – 77,2 – 73,6 -14 14,1 – 81,3 – 83,0 -16 19,5 – 91,9 – 90,8 -18 wartość średnia 13,6 – 83,5 – 82,5 -16 4 – a 2 – b zlewna ip280 ip260 5,8= 18,1 22,7 24,8 37,3 +12 10,1 18,9= 25,5 25,0 45,2 +11 15,0= 23,1 27,7 29,8 56,1 -1 wartość średnia 10,3 20,0 25,3 26,5 46,2 +7 tablica vi. wyniki badań udarnościowych stali podłużnic pomostów belkowych mostów table vi. toughness test results of steel from deck stingers rys. 6. spawalność stali zlewnej i stali st3m podłużnic fig. 6. weldability of cast steel and st3m steel from stringers ce = c + mn 6 ____ + cr + mo + v 5 ___________ + ni + cu 15 ________ = 0,28; (0,45) < 0,42% i (> 0,40%) 4) b) wskaźnik odporności materiału na pękanie gorące hcs = 1000 si 25 ____ = 2,2; (1,94) < 4% 5) (s + p + + ni100____ ) c 3mn + cr + mo + v __________________ c) wskaźnik oceny skłonności do pękania zimnego (t = 17 i 20 mm) c’e = c + mn 6 ____ + p 2 ___ + mo 4 ____ + ni 15 ____ + cu 13 ____ + cr + v 5 ______ + + 0,0024t.= 0,33; (0,52) < 0,4% i (> 0,4%) 6) d) twardość strefy wpływu ciepła hvmax= 12000c’e 200 = 197; (421) < 350 hv i (>350 hv) 7) stal gatunku st3m jest spawalna bez ograniczeń, natomiast stal zlewna z 1875 r. jest spawalna warunkowo mimo (rys. 8), że prawie wszystkie obliczone wskaźniki (4, 6 i 7) przekraczają wartości graniczne. przy spawaniu podkładek centrujących do podłużnic z tej stali należy zastosować technologię podaną w podsumowaniu. jednocześnie średnie wartości granicy plastyczności reh wynoszą 388 mpa dla stali zlewnej i 290 mpa dla stali st3m. są to wartości analogiczne do uzyskanych z badań twardości i zamieszczonych w tabl. v. różnice dla rm wynoszą od -2,4 do -6,3%, a dla reh od 0,3 do -2,7%. badania udarnościowe pracy łamania kc stali z dwuteowych belek podłużnicowych jezdni mostów przeprowadzono na próbkach charpy’ego zgodnie z metodyką omówioną przy badaniach stali z kratownicowych dźwigarów nośnych (por. tabl. iii). w przedstawionych w tablicy vi wynikach badań łatwo zauważyć duży rozrzut uzyskanych wartości z badań poszczególnego gatunku stali w danej temperaturze. tym niemniej uzyskane wartości temperatury dotyczącej ich przejścia od stanu plastycznego do kruchego są porównywalne z wartościami określonymi w tablicy iii. na uwagę zasługuje fakt, zniszczenia aż 21 próbek (87,5%) ze złomem z rozwarstwieniem. tylko 3 próbki stali zlewnej (dwie w -20 °c i jedna w -10 °c) uległy zniszczeniu ze złomem całkowitym. spawalność metalurgiczną stali podłużnic określono na podstawie niżej podanych wskaźników [2,9,15]; przy czym obliczone według danych z tablicy iv wartości bez nawiasów dotyczą stali st3m, a w nawiasach stali zlewnej: a) równoważnik chemiczny węgla (rys. 5) 53przegląd spawalnictwa vol. 87  5/2015 podsumowanie w trakcie badań stali mostu kolejowego a w torze nr 1, dwa niezależne zespoły (bw badania własne autorów referatu i is instytutu spawalnictwa) uzyskały prawie identyczne wyniki dotyczące zagadnień materiałowych i wytrzymałościowych (por. tabl. i÷iii). w podsumowaniu tych wyników is, w przeciwieństwie do bw, stwierdził niezadowalającą spawalność stali i zakwestionował możliwość jej łączenia metodami spawalniczymi. według autorów referatu zostało to spowodowane niepełną znajomością zakresu przewidywanych prac spawalniczych w trakcie modernizacji mostów oraz błędną interpretacją zaleceń normowych. fakt ten potwierdziły wyniki dodatkowych, rozszerzonych badań stali dwuteowych belek podłużnicowych, do których bezpośrednio są łączone podkładki centrujące za pomocą spoin pachwinowych a= 8 mm. w konstrukcjach trójprzęsłowych ze stali zlewnej, w torze nr 1, w miejscu podkładki odcinek pasa górnego podłużnicy długości 400 mm należy podgrzać do temperatury 200 °c. podgrzewać palnikiem z użyciem propan-butanu w celu wyeliminowania ewentualnego nawęglenia stali, a do spawania używać elektrod zasadowych niskowodorowych, np. oznaczonych wg iso 2560-a jako e42 4b 42 h5. zaskakującym jest fakt uzyskania jednakowych wartości re i rm z badań statycznego rozciągania próbek okrągłych i płaskich ze stali gatunku st3m oraz ze stali zlewnej z wartościami określonymi na podstawie pomiarów twardości brinella, które traktuje się jako przybliżone. literatura [1] hołowaty j., wichtowski b.: o stanie technicznym najstarszego w polsce wiaduktu drogowego ze stali zlewnej. inżynieria i budownictwo, nr 7-8/2013. [2] wichtowski b., woźniak z.: właściwości stali zlewnej kratownicowego mostu kolejowego po 122 latach eksploatacji. inżynieria i budownictwo, nr 4/2006. [3] hołowaty j., wichtowski b.: properties of structural steel used in early railway bridges. structural engineering international 4/2013. [4] bakar a. a., dow r. s.: collision and grouping of ships. newcastle university, 2010. [5] spal l.: przebudowa konstrukcji stalowych. arkady, warszawa 1973. [6] wichtowski b., hołowaty j.: ocena właściwości stali konstrukcyjnych modernizowanego mostu na linii kolejowej nr 353. inżynieria i budownictwo,nr 8/2014. [7] rabiega j., dudziński w.: badania połączeń spawanych konstrukcji nośnej w procesie naprawy starego mostu kolejowego. inżynieria i budownictwo, nr 11/2014. [8] fabiszewski a.: warunki naprężeniowe powstania kruchych pęknięć w konstrukcjach stalowych pod wpływem wad spawalniczych. zeszyty naukowe politechniki szczecińskiej nr 29. szczecin 1962. [9] rykaluk k.: pęknięcia w konstrukcjach stalowych. dolnośląskie wydawnictwo edukacyjne, wrocław 1999. [10] wichtowski b.: wytrzymałość zmęczeniowa spawanych złączy doczołowych w stalowych mostach kolejowych. prace naukowe politechniki szczecińskiej nr 572, ktk1. wydawnictwo uczelniane ps. szczecin 2002. [11] brózda j., pilarczyk j.: problemy spawania stali ze starych konstrukcji przemysłowych. przegląd spawalnictwa, nr 9/1972. [12] mryka j.: problemy spawalnicze naprawy starych stalowych konstrukcji przemysłowych. przegląd spawalnictwa, nr 2/1973. [13] ferenc k.: technologie spawania konstrukcji budowlanych w remontach i naprawach w tym łączenia starych konstrukcji z nowymi. xxiii ogólnopolska konferencja warsztat pracy projektanta konstrukcji, szczyrk 2008. [14] wichtowski b., hołowaty j.: analiza właściwości materiałowych i spawalności stali zlewnej mostów kolejowych. inżynieria i budownictwo, nr 5/2013. [15] wichtowski b., hołowaty j.: badania udarnościowe stali zlewnej mostów kolejowych. inżynieria i budownictwo, nr 1/2014. [16] albrecht r.: richtlinien zum brückenbau. band 1 stählerne brücken einschließlich stahlträger in beton und verbundkonstruktionen. bauverlag gmbh, wiesbaden und berlin 1975. [17] hołowaty j., wichtowski b.: badania stali dwóch mostów kratownicowych na linii kolejowej nr 273. (referat zgłoszony na xxvii konferencję naukowo-techniczną „awarie budowlane”, międzyzdroje 2015). [18] wichtowski b., pakos r.: zagadnienia materiałowo-spawalnicze modernizowanego stalowego mostu kolejowego na linii 408. przegląd spawalnictwa, nr 2/2014. [19] blicharski m.: inżynieria materiałowa stal. wnt, warszawa 2011. [20] orzeczenie nr zb/62/2014 pt.: „określenie spawalności elementów wyciętych zkonstrukcji mostów kolejowych na linii nr 273 chyrzyno-kostrzyn, tor nr 1.” is w gliwicach, 03.10.2014. [21] stahl im hochbau. zwölfte, verlag stahleisen m.b.h. düsseldorf 1935. [22] wichtowski b.: wymagania materiałowo-spawalnicze w mostach stalowych według zaleceń pn-en 1993-2. inżynieria i budownictwo, nr 11/2013. [23] pn-en 1993-1-10:2007 eurokod 3: projektowanie konstrukcji stalowych część 1-10: dobór stali ze względu na odporność na kruche pękanie i ciągliwość międzywarstwową. 12 welding technology review vol. 90 11/2018 the amplitude-frequency measurement in non-destructive testing using the eddy current method mgr inż. adam kondej, inż. artur szczepański – institute of precision mechanics, warsaw, poland corresponding author: adam.kondej@imp.edu.pl introduction non-destructive testing is widely used in practice to assess the quality of parts and components at the stage of their production, as well as to control the operation of existing structures. one of the methods of non-destructive testing is the eddy current method (et – electromagnetic testing or ect – eddy current testing). since the 1950s, the role of testing using eddy current method has increased significantly, particularly in the field of material research for the aerospace and nuclear industry [1]. thanks to the development of electronics, increased computing power of devices and specialized programming solutions, the eddy current method becomes more attractive and the scope of its application expands. the latest solutions concern multi-transducer probes (eca – eddy current arrays), including probes with coils in the tangential arrangement (teca – tangential eddy current array) [2]. more and more companies offer flexible multi-transducer probes that allow the probe to be easily adjusted to the shape of the tested element. another example of the development of the et method is the development of a measuring technique using pulsed eddy currents (pec – pulsed eddy current) [3]. innovation of this technique consists in improving the sensitivity of the method by replacing the continuous stimulation with a magnetic field to stimulation with a single impulse. during impulsive stimulation, there is no noise, resulting from adam kondej, artur szczepański the continuous occurrence of eddy currents overlapping each other. the improvement of the signal-to-noise ratio allows the material structure to be examined by high-thickness isolation (up to 200 mm) [4]. the basic phenomenon used in non-destructive testing by the eddy current method is electromagnetic induction. it consists of generating electricity in a conductive material as a result of changing magnetic field on it. variable magnetic field occurs due to powering the coil of the measuring probe with alternating current from the generator of the measuring device [5÷7]. measurement devices for et tests are built on the basis of fixed frequency generators or variable frequency generators (generators with freely oscillating resonant circuit). when using a measuring system with a fixed frequency generator, variables such as voltage amplitude (u) and phase shift angle (φ) can be measured. the measurement can be single-parameter (u or φ) or two-parameter (u and φ). for a measuring system with a variable frequency generator, the phase shift angle value is zero (φ = 0). this type of system enables measurement of the voltage amplitude (u) as well as the frequency (f). the majority of currently used eddy-current defectoscopes use two-parameter measurement. the voltage or impedance components or the amplitude and angle of the phase keywords: eddy current; amplitude-frequency measurement; discontinuities detection abstract the paper describes a miniaturized device that records changes in voltage amplitude and signal frequency. after applying the measuring probe to the surface of the tested material, the voltage and frequency amplitude changes. in a place free from defects and nonconformities values of voltage amplitude and frequency are taken as reference values, with which the results obtained during further tests are compared. a clear change in the value of any of the parameters indicates a change in the condition of the tested material. registration of two parameters with different sensitivity for selected factors allows for a more accurate analysis of the condition of the tested material. the miniaturized device can works in manual measurement mode or in automatic mode, it can be used in defectoscopy, structure and thickness measurements. doi: http://dx.doi.org/10.26628/wtr.v90i11.973 13welding technology review vol. 90 11/2018 control and measurement device – m2 wirotest at the institute of precision mechanics, a miniaturized control and measurement device for non-destructive testing using the eddy current method and the amplitude-frequency measurement was developed – the m2 wirotest. the block diagram of the device is shown in figure 1. m2 wirotest records changes in frequency and voltage generated by the eddy-current module connected to the measuring probe. the main element that manages the work of the entire device is the microcontroller. the microcontroller’s task is to support the analog-digital converter, frequency measurement, as well as processing and sending the data. the converter with the reference voltage is the element that processes the analog signal from the eddy-current module. separation of the resonant system from the frequency measuring system is made using a conditioning module containing a cmos amplifier with a low input capacity. frequency measurement is performed by the method of counting impulses in a given time interval. a replaceable measurement probe is connected to the eddy-current module. the probe’s coil is excited from the generator and is part of the resonance circuit. by changing the coil and set of capacitors it is possible to change the operating frequency of the device. the device is connected via an usb adapter with an external device (computer, tablet or smartphone), which is a power source and a processing, displaying and archiving unit of the measurement data. figure 2 presents the m2 wirotest in various configurations: without the measuring head and with the measuring head. the presented head has an absolute contact probe with a ferrite core. the device can be connected with heads of various shapes, dimensions and parameters (frequency, field of view), as well as an adapter allowing to connect a surface probes, encircling coils, internal and profiled/ shape probes compatible with wirotest 1000 with a coaxial cable. the change of the head is simple and fast, it does not require the operator to reconfigure the device. shift of the signal are analyzed. simpler measuring devices use single-parameter measurement, then the amplitude of the signal is analyzed [5]. two-parameter measurement, based on the analysis of the voltage amplitude and phase shift angle value, is beneficial due to the possibility of distinguishing discontinuities, determining their occurrence depth, and the ability to detect other factors affecting the measurement signal, such as: change in material thickness, edge effect, lift off. the amplitude and phase evaluation is required if there are many factors affecting the measurement signal during the test. an example is the non-destructive inspection of heat exchanger tubes. in this case, thanks to the use of a two-parameter measurement, it is possible to detect discontinuities, assess their size, determine the location of the discontinuity (inside or outside wall of the tube), and detect changes in the wall thickness of the tube. amplitude-frequency measurement in non-destructive testing the method of conducting non-destructive tests using the eddy current method described in the paper extends the capabilities of measuring devices, which operate on the basis of a generator with a freely oscillating resonant circuit, by two-parameter measurement: measurement of voltage amplitude and signal frequency (u and f). after applying the measuring probe to the surface of the test material, the voltage and frequency amplitude changes. in a place free from defects and incompatibilities, the determined values of voltage amplitude and frequency are taken as reference values with which the results obtained during further tests are compared. a clear change in the value of any of the parameters indicates a change in the electromagnetic parameters of the tested material. these changes may be caused by changes in hardness, structure change, presence of discontinuities, etc. places where they occur are considered as non-conformities or defects, depending on the quality assessment criteria. in the amplitude-frequency measurement method, the main technique of imaging the results is the course of voltage amplitude and frequency over time. it is also possible to separate these two parameters and display them separately by: – course of the voltage amplitude in time or in regard to the measuring point; – course of the frequency in time or in regard to the measuring point. the method can be used in defectoscopy, structureoscopy and thickness measurements. fig. 2. the wirotest m2 without head and with measuring head – external dimensions and weight power supply power supply microcontroller eddy-curent module usb adapter track that processes and separates the frequency signal adc analog-digital converter measurement probe fig. 1. the wirotest m2 block scheme m2 wirotest without the measuring head (weight: 33.6 g) m2 wirotest with the measuring head with contact probe (weight: 44.0 g) 14 welding technology review vol. 90 11/2018 m2 wirotest cannot be calibrated by the operator. after connecting a given measuring head, it works with a specified frequency and sensitivity. the reference standards or samples should be used to periodically check the correctness of the device operation. the lack of buttons and knobs eliminates the risk of changing the settings of the measurement parameters in a random manner. the m2 wirotest is characterized by intuitive operation, it does not require advanced workplace training. the control and measurement device is characterized by small dimensions and weight (fig. 2). it can be used for manual operation, e.g. as a portable defectoscope. the ability to work with a tablet or smartphone gives it the character of a mobile and handy device, which is especially important when conducting inspections at a height or in places difficult to access for the operator. the m2 wirotest can operate in automatic mode, e.g. as one of many sensors on the production line. the limit of the number of sensors is the number of usb ports that the control unit operates for the entire measurement system. the m2 wirotest has the possibility of modification, after which it can cooperate with external devices using the rs-485 serial bus. detection of discontinuities using the m2 wirotest in order to validate the control and measurement device, tests focused on detecting discontinuities (defectoscopy), assessment of surface hardness and differentiation of materials (structureoscopy) and measurement of thickness/ distance were carried out. the test results confirmed the correct operation and the possibility of using the device in the above areas. the paper presents the results of amplitude-frequency measurements in detecting discontinuities. the measurements were carried out on a steel standard block with four notches 0.5 mm wide and 1, 4, 7.5 and 10 mm deep. m2 wirotest was used for the tests with a measuring head with a working frequency of 278 khz (in the air). movement of the measuring device was carried out on the autowir-s1 automatic station (fig. 3) [8]. the measurement took place in a contact manner. discontinuity of the material causes a marked increase in the voltage amplitude (fig. 4) and a decrease in the signal frequency (fig. 5). analysis of changes in both parameters allows effective detection of such defects. fig. 4. the voltage amplitude graph for the reference standard with notches fig. 5. the signal frequency graph for the reference standard with notches fig. 3. the wirotest m2 during test on the reference standard with notches in automatic mode the discontinuities occurring in the test material influence the shape of the eddy current flow paths. the amplitude of the output signal of the eddy-current converter is an entangled function of the depth, length and width of the discontinuity [5,6]. the greater the discontinuity of the material, the higher the amplitude of the signal. amplitude analysis allows to distinguish three notches, while the fourth one (the deepest – 10 mm) does not cause the voltage amplitude to change so much that it is possible to correctly estimate its size (depth). the height of the signal peak informs about the depth of the notch and it should be referred to the signal level for the homogeneous material surrounding that notch. the obtained graph of changes in the voltage amplitude (fig. 4) shows that in some cases the determination of this level is difficult. to assess the size (depth) of discontinuities in the presented case, frequency analysis is more useful (fig. 5). it allows to evaluate the depth for all notches. the obtained graph of frequency changes in relation to the measurement point is characterized by smaller fluctuations for the areas between the notches and clear peaks for the notches. as a re sult, the indirect assessment of the depth of the notch is simpler, and the error of this assessment is smaller than in the case of amplitude analysis. the main imaging of results in the described measurement technique is the course of voltage amplitude and frequency of the signal in time (fig. 6). the amplitude-frequency analysis allows detection and evaluation of the depth of all notches. a m pl it ud e [m v ] measuring point incision 1 mm incision 4 mm incision 7,5 mm incision 10 mm fr eq ue nc y [m h z] measuring point incision 1 mm incision 4 mm incision 7,5 mm incision 10 mm 15welding technology review vol. 90 11/2018 after the measuring probe passes through the notch, a trajectory of double-loop shaped signal changes is created in the graph. its appearance indicates the presence of a discontinuity in the tested material. the size, shape and location of the loop contains information about the size of the discontinuity. as the depth of notch increases, the size of the upper loop increases, the size of the lower loop decreases and its position decreases. references [1] j. garcia-martin, j. gómez-gil, e. vázquez-sánchez, non-destructive techniques based on eddy current testing, sensors (2011), no. 11, 2525-2565. [2] m. sirois, m. bouchard, a. raude, r. boba, korozja naprężeniowa – kiedy głębokość wady ma znaczenie, badania nieniszczące i diagnostyka (2017), nr 3, 43-46. [3] a. sophian, g. tian, m. fan, pulsed eddy current non-destructive testing and evaluation: a review, chinese journal of mechanical engineering (2017), nr 30, 500-514. [4] urząd dozoru technicznego, website, www.udt.gov.pl/prady-wirowe-guided-waves (accessed: 06.07.2018). summary the development and manufacture of a miniaturized measuring device for non-destructive testing using the eddy current method extends the capabilities of the imp apparatuses with a two-parameter measurement. the amplitude-frequency measurement allows to collect more data and to more accurately analyze the state of the material under investigation. the creation of the m2 wirotest allows the development of solutions related to quality control in the industry based on imp production equipment and extends the area of their application. the m2 wirotest is characterized by small dimensions and weight. it can works as a defectoscope or as a measuring device working on an automatic line. it can be used in defectoscopy, structureoscopy and thickness measurements. the research and execution of the measurement system was carried out at the institute of precision mechanics as part of the statutory work in 2018 entitled: „zminiaturyzowany układ pomiarowy do badań nieniszczących metodą prądów wirowych”, nr 13.1.01.429.00. [5] a. lewińska-romicka, badania materiałów. metoda prądów wirowych, biuro gamma, warszawa (2007). [6] a. lewińska-romicka, badania nieniszczące. podstawy defektoskopii, wydawnictwa naukowo-techniczne, warszawa (2001). [7] norma europejska pn-en iso 15549, non-destructive testing – eddy current testing – general principles (2011). [8] a. kondej, m. baranowski, k. niedźwiedzki, s. jończyk., a. szczepański, automatyczne stanowisko do badań nieniszczących metodą prądów wirowych, inżynieria powierzchni (2014), nr 1, 57-62. fig. 6. the frequency and amplitude of the signal for the reference standard with notches amplitude [mv] incision 1 mm incision 4 mm incision 7,5 mm incision 10 mm fr eq ue nc y [m h z] © 2019 by the authors. submitted for possible open access publication under the terms and conditions of the creative commons attribution (cc by) license (http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/). ps 12 2015 www 88 przegląd spawalnictwa vol. 87 12/2015 badania ultradźwiękowe powierzchni wewnętrznych otworów drążonych wałów turbin z wykorzystaniem fal powierzchniowych ultrasonic tests of the inner surface of hollow turbine shafts with usage of surface waves mgr inż. piotr machała, mgr inż. patryk uchroński– zbm ultra sp. z o.o. autor korespondencyjny/corresponding author: piotr.machala@ultra.wroclaw.pl streszczenie w artykule przedstawiono automatyczną metodę ultradźwiękowego badania powierzchni wewnętrznych otworów drążonych wałów turbin o różnych średnicach na okoliczność wystąpienia pęknięć wzdłużnych i pęknięć poprzecznych. na podstawie wykonanych głowic ultradźwiękowych porównano wyniki ze względu na różne sposoby wytwarzania fali powierzchniowej. w oparciu o wzorzec testowy opracowano wzorzec kalibracyjny układu. przeprowadzono analizę możliwości wykrywania nieciągłości ze względu na ich głębokość. opisano mechaniczną część układu opartą o śrubę pociągową i bezprzewodowy defektoskop cud wifi pozwalającą na pełną automatyzację badań. słowa kluczowe: osie drążone, wały turbin, fale powierzchniowe, badania ultradźwiękowe abstract the paper presents automatic method of ultrasonic tests of hollow turbine shaft’s inner surface. the goal of the test is to detect longitudinal and transverse flaws. on the basis of prepared ultrasonic probes results in view of different methods of forming surface waves was compared. based on test pattern the calibration method for entire system was developed. analysis of possibilities for detection of flaws due to their depth was made. mechanical part of the system based on screw and wireless cud wifi flaw detector was described. that enables full automation of tests keywords: hollow axles, turbine shafts, surface waves, ultrasonic tests wstęp badania ultradźwiękowe wałów drążonych na okoliczność wystąpienia pęknięć poprzecznych wykonuje się od wielu lat, głównie w osiach kolejowych. prosta geometria badania wymaga jedynie użycia systemu badań przeznaczonego do konkretnego rodzaju osi. odpowiednia automatyzacja pozwala zaoszczędzić czas i pieniądze. geometria zewnętrzna wałów turbin jest bardzo skomplikowana, pełna kanalików i zmian średnic. badana jest więc przy pomocy innych technik niż wspomniana, np. przy pomocy techniki phasedarray. ogromne obciążenia którym podlegają wały turbin w czasie pracy wymagają badań również powierzchni wewnętrznej otworu na okoliczność wystąpienia pęknięć. ponadto odbiorcy takich badań żądają pełnego zapisu przebiegu badania. z tego powodu oraz braku odpowiedniego dostępu wykonywanie tych badań przy pomocy metody penetracyjnej i magnetycznej nie jest możliwe. zbm ultra sp. z o.o. na zlecenie i we współpracy z doosan babcock energy sp. z o.o. opracowało więc system badań ultradźwiękowych z wykorzystaniem fal powierzchniowych. piotr machała, patryk uchroński rzeczonych badań nie dotyczy żadna norma lub ogólnie stosowana procedura. jej stworzenie jest więc jednym z elementów projektowanego systemu. należy wyznaczyć wzorcowe nieciągłości sztuczne oraz poziomy akceptacji. zarówno zbm ultra jak i doosan babcock energy nie mają informacji na temat awarii wirników turbin spowodowanych pęknięciami od strony powierzchni wewnętrznego otworu drążonego. znane sa jednak przypadki wykrycia zapoczątkowania pęknięć, które wyeliminowano za pomocą butelkowania. biorąc pod uwagę ogromne obciążenia w jakich pracują wirniki oraz ich cenę wykrywanie najmniejszych nawet nieciągłości jest bardzo istotne. geometria badanych elementów i poszukiwane nieciągłości badaniu podlega tylko powierzchnia wewnętrzna otworu drążonego. z tego powodu geometria zewnętrzna wału jest dla nas nieistotna. otwory drążone mają różną średnicę, w tym artykule analizowany jest wał z otworem drążonym 89przegląd spawalnictwa vol. 87  12/2015 o średnicy ø90 mm. głowice są odpowiednio profilowane, więc badanie wału o innej średnicy wymagać będzie nowych głowic. jednak podstawy fizyczne i opisane właściwości głowic będa takie same. przed projektowanym systemem badań postawiono zadanie wykrywania pęknięć poprzecznych i pęknięć wzdłużnych. powierzchnia otworu wewnętrznego przed wykonaniem badań jest honowana, zapewniona jest więc odpowiednia gładkość powierzchni. rozważanych badań nie obejmuje żadna norma. jednym z zadań przy projektowaniu systemu było określenie minimalnej głębokości nacięć wzorcowych oraz dobranie poziomów akceptacji. wzorce testowe i kalibracyjne projektowanie systemu badania rozpoczęto od zaprojektowania i wykonania wzorca testowego. jego schemat przedstawiono na rysunku 1. rys. 1. schemat wzorca testowego fig. 1. scheme of test model na podstawie wykonanej analizy dobrano optymalne głębokości nacięć i wykonano wzorzec kalibracyjny, jego schemat przedstawiono na rysunku 2. rys. 2. schemat wzorca kalibracyjnego fig. 2. scheme of calibration model zasady fizyczne wzbudzania fal powierzchniowych rozważono i porównano dwie metody wzbudzania fal powierzchniowych: – przy użyciu klina z plexi, – przy użyciu przetwornika piezoelektrycznego w którego jeden wymiar jest mniejszy od długości fali. kąt α klinu z plexi jest tak dobrany, że kąt wprowadzania fali β wynosi 90°. dla stali wynosi on 64°, projektowanie głowic do badań materiałów płaskich (rys. 3.) nie nastręcza większych problemów. w przypadku badań elementów drążonych na okoliczność wystąpienia pęknięć wzdłużnych należy pamiętać o odpowiednich długościach i profilowaniach klinu tak, aby środek ultradźwiękowy klinu pokrywał się z normalną badanej powierzchni (rys. 4.). rys. 3. schemat klina podczas badań powierzchni płaskich fig. 3. scheme of wedge during tests of flat surfaces rys. 4. schemat klina podczas badań powierzchni profilowanych fig. 4. scheme of wedge during tests of profiled surfaces przetwornik posiadający jeden wymiar dużo mniejszy od dlugości fali wytwarza jednocześnie fale podłużne, poprzeczne i powierzchniowe. dwa pierwsze rodzaje fal rozchodzą się przestrzennie, fale powierzchniowe natomiast wzdłuż powierzchni ośrodka. natężenie tych ostatnich maleje z odległością wolniej niż natężenie fal podłużnych i poprzecznych. w większych odległościach od przetwornika możemy je zatem zaniedbać. metoda wytwarzania fal powierzchniowych za pomocą klina jest dużo częściej stosowana. jednak ze względu na konieczność profilowania głowic do powierzchni badanej przeprowadzono analizę możliwości wykorzystania również drugiej metody. analiza możliwości wykrywania nieciągłości przeprowadzono analizę wykrywania nieciągłości sztucznych w postaci nacięć. wszystkie użyte przetworniki i głowice miały częstotliwość 4 mhz. w pierwszej kolejności na powierzchni płaskiej wykonano 3 nacięcia o głębokości 0,3; 0,5 i 1 mm. dokonano pomiarów przy użyciu klina z przyklejonym przetwornikiem oraz samym przetowrnikiem nieobciążonym dla drugiej metody. określono stosunek poziomu użytecznego do szumu, w tym celu echo od nacięcia ustawiono na 80% we i dodawano wzmocnienie aż poziom szumów osiągnął 20% we. wyniki przedstawiono w tablicy i. wykonano analizę możliwości wykrywania nacięć wykonanych na powierzchni profilowanej z wykorzystaniem dwóch metod wytwarzania fali powierzchniowej. obie metody wytwarzania fali powierzchniowej dały obiecujące rezultaty, wykonano więc głowice w obudowach i osłonach przetwornika umożliwiające ich wykorzystanie w technice. wykonano analogiczne próby jak te których efekty przedstawiono w tablicy i. 90 przegląd spawalnictwa vol. 87 12/2015 aby zapewnić ochronę małego przetwornika przed uszkodzeniami mechanicznymi w czasie pracy wykonano przylgę z kleju o grubości połowy długości fali. obniżyła ona stosunek sygnału użytecznego do szumu do tego stopnia, że głowica wykonana z jej użyciem nie nadaje się do badań przemysłowych. zdecydowana się więc na wykonanie głowic profilowych z wykorzystaniem klina. przed złożeniem układu mechanicznego wykonano analizę wykrywania nacięć na powierzchni profilowanej przy wykorzystaniu wzorca testowego. okazało się, że geometria badania nie wpływa znacząco na otrzymywane rezultaty. częściowe zalanie otworu olejem nie powoduje występowania ech pochodzących od granicy olej-powietrze. jako poziom akceptacji przyjęto echa od nacięć o głębokości 0,5 mm ustawione na 0,4 wysokości ekranu. lp. metoda wytwarzania fali 1 nacięcie h=0,3 mm 2 nacięcie h=0,5 mm 3 nacięcie h=1 mm 1 z wykorzystaniem klina 15 db 17 db 18 db 2 z wykorzystaniem małego przetwornika 16 db 18 db 21 db tablica i. określenie stosunku użytecznego to szumu przy użyciu różnych metod wytwarzania fal powierzchniowych i analizy ech od nacięć o różnej głębokości table i. determination the ratio of useful signal to noise with usage of various methods for producing surface waves and analyzing the echoes from notches with different depth lp. metoda wytwarzania fali 1 nacięcie h=0,3 mm 2 nacięcie h=0,5 mm 3 nacięcie h=1 mm 1 z wykorzystaniem klina 15 db 17 db 18 db 2 z wykorzystaniem małego przetwornika 6 db 7 db 7 db tablica ii. określenie stosunku użytecznego to szumu przy użyciu gotowych głowic ultradźwiękowych table ii. determination the ratio of useful signal to noise with usage of finished probes mechaniczna część układu zaprojektowany system został stworzony w oparciu o układ do badań kolejowych osi drążonych. działa on z powodzeniem np. w zakładach depas w wilnie, bombardier i koleje mazowieckie w warszawie czy przy badaniu polskich składów typu pendolino. system badań możemy podzielić na cztery części: – bezprzewodowy defektoskop ultradźwiękowy cud wifi, – głowice ultradźwiękowe, – układ mechaniczny zapewniający obrót i przesuw, – komputerowy program sterujący i archiwizujący. wielokanałowy bezprzewodowy defektoskop ultradźwiękowy cud wifi (rys. 5.) został zaprojektowany jako podstawa automatycznych systemów badań. w standardzie może pracować na 10 kanałach równocześnie, lecz ta ilość może być praktycznie dowolnie powiększana. bezprzewodowa łącznąść z komputerem, tabletem lub innym urządzeniem mobilnym posiadającym kartę wifi umożliwia całkowitą rezygnacji z przewodów sygnałowych. ma to szczególne znaczenie w analizowanym przypadku, ponieważ obracający układ powodowałby łamanie się przewodów sygnałowych. głowice ultradźwiękowe zostały doprofilowane do badanej powierzchni. w układzie zamontowano dwie głowice na fale powierzchniowe skierowane „w przód” i „w tył” do badań na okoliczność wystąpienia pęknięć poprzecznych, głowicę na fale powierzchniowe skierowaną zgodnie z kierunkiem obrotu układu do badań na okoliczność wystąpienia pęknięć wzdłużnych oraz dodatkowo głowicę podwójną normalną do wykrywania nieciągłości wewnątrz wału i głowicę na fale poprzeczne i kącie 45° do przeszukiwania powierzchni zewnętrznej na okoliczność wystąpienia pęknięć poprzecznych. główkę układu z głowicami ultradźwiękowymi przedstawiono na rysunku 6. każda z głowic posiada niezależny układ dociskający ją do powierzchni badanej. ma to ogromne znaczenie ponieważ w przypadku wystąpierys. 5. widok defektoskopu bezprzewodowego cud wifi fig. 5. wireless cud wifi flaw detector rys. 6. widok główki układu z głowicami ultradźwiękowymi fig. 6. the head with ultrasonic probes 91przegląd spawalnictwa vol. 87  12/2015 nia nieciągłości wały turbin nie są wycofywane z eksploatacji tylko wykonuje się próby napraw nieakceptowalnego odcinka. w następstwie butelkowanie tworzy się fragmentaryczne powiększenie średnicy otworu wewnętrznego. głowice muszą więc same dociskać się do badanej powierzchni. układ mechaniczny został oparty o śrubę pociągową i zapewnia automatyczny przesuw i obrót głowic. dzięki temu zbadana zostaje cała powierzchnia otworu wewnętrznego. układ mechaniczny przedstawiono na rysunku 7. rys. 7. układ mechaniczny systemu fig. 7. mechanical part of the system komputerowy programu sterujący pozwala na obserwację zobrazowania a-scan każdej głowicy osobno i wszystkich równocześnie. dzięki pomiarowi kątów i zliczania obrotów układu możliwa jest dokładna identyfikacja położenia głowic, a więc i położenia wykrytych nieciągłości. zrzut ekranu komputerowego programu sterującego przedstawiono na rysunku 8. program dokonuje zapisu całego przebiegu badania, a nie tylko ewentualnych wskazań powyżej progu akceptacji. na rysunku 9 przedstawiono przykładowy wynik zbiorczy badania. podsumowanie przedstawiony system jest obecnie testowany przez doosan babcock energy w rybniku. spełnia on wszystkie wymagania zamawiającego, tj. wykrywanie pęknięć poprzecznych i pęknięć wzdłużnych otworu drążonego oraz rejestracja całego przebiegu badania. rozwinięciem systemu może być dodanie modułu prądów wirowych. wówczas powierzchnia wewnętrzna otworu drążonego będzie badana za pomocą dwóch różnych metod, co podniesie wiarygodność badań. literatura [1] filipczyński l., pawłowski z., wehr j., ultradźwiękowe metody badań materiałów, warszawa, państwowe wydawnictwa techniczne, 1959. [2] michnowski w., machała p., mierzwa j., uchroński p., bezpieczeństwo eksploatacji osi kolejowych i badania ultradźwiękowe, 43 krajowa konferencja badań nieniszczących, 2014. rys. 8. zrzut ekranu komputerowego programu sterującego fig. 8. print screen of computer control program rys. 9. przykładowy wynik zbiorczy badania fig. 9. exemplary comultative test result zamów newsletter zapraszamy państwa do zapisania się na bezpłatny newsletter przeglądu spawalnictwa, w tym celu należy wysłać e-mail z tematem “newsletter” na adres: redakcja@pspaw.pl 103przegląd spawalnictwa vol. 87  5/2015 plany jakości przy wytwarzaniu konstrukcji stalowych quality plan of the manufacture of steel structures dr inż. robert bęczkowski, dr inż. marek gucwa – politechnika częstochowska. autor korespondencyjny/corresponding author: rbeczkowski@spaw.pcz.pl streszczenie artykuł zawiera opis wymagań dotyczących planów jakości z uwzględnieniem norm przedmiotowych. zawiera opis hierarchii systemów jakości, czynników produkcji mogących mieć wpływ na uzyskiwaną jakość wyrobów spawanych. przedstawia kierunki działań jakościowych przy wytwarzaniu konstrukcji stalowych, wskazuje identyfikację punktów nadzoru, opisuje zasady tworzenia planów jakości w odniesieniu do wymagań pn en iso 9001, pn en iso 3834, pn iso 10005 oraz pn en 1090. słowa kluczowe: plan jakości, pn en 1090, systemy jakości, pn en iso 9001, pn en iso 3834, pn en 10005 abstract the article contains a description of the requirements for quality plans with regard to these standards. contains a description of the hierarchy of quality systems, production factors which may affect the quality of welded products obtainable. qualitative ways forward the manufacture of steel structures, indicates the identification of points of supervision, describes the rules for creating quality plans in relation to the requirements of the pn en iso 9001, pn en iso 3834, pn iso 10005 and pn en 1090. keywords: quality plan, pn en 1090, quality system, pn en iso 9001, pn en iso 3834, pn en 10005 wstęp plan jakości według założenia normy to dokument określający sposoby postępowania, niezbędne zasoby materiałowe, finansowe oraz ludzkie, które mają określoną kolejność związaną z wytworzeniem usługi lub wyrobu. plan jakości na wskazywać dokumenty, w których uzyskamy szczegółowe wskazówki do wykonania określonych czynności dokumentowania, kontroli czy też nadzoru. plan jakości może być tworzony na etapie ofertowania przed zawarciem umowy lub po jej zawarciu. jeśli plan jakości jest wymagany w umowie lub normach przywołanych do umowy, zaleca się by taki plan był przedstawiony klientowi zanim zostaną podjęte wymagane działania. może być sytuacja, iż powstaje kilka etapów umowy wówczas można zbudować kilka planów oddzielnie dla każdego etapu wytwarzania jednakże w każdym wymaganym przypadku powinien być przedstawiony do przeglądu i akceptacji zainteresowanym stronom umowy, którymi mogą być zlecający, inspektor zewnętrzny jak i inwestor w zależności od zapisów umów. plan jakości może być użyty do monitorowania i oceny przestrzegania wymagań projektu. szczególne zastosowanie ma w przypadku braku udokumentowanego systemu zarządzania jakością, gdzie dodatkowo będzie konieczność opracowania procedur wspomagających plan jakości. umiejscowienie planów jakości norma dotycząca systemu zarządzania jakością pn en iso 9001 „systemy zarządzania jakością – wymagania”, prowadzi do odniesienia do pn-iso 10005:2007 „systemy zarządzania jakością wytyczne dotyczące planów jakości”, w przypadku pn en iso 3834 „wymagania jakości dotyczące spawania materiałów metalowych” odnosi się do planów produkcji oraz zapisów jakości. z kolei norma dotyczące wytwarzania konstrukcji stalowych i aluminiowych pn en 1090 przywołuje kilka rodzajów planów jakości w postaci planu produkcji, planu kontroli i badań, planu jakości odwołując się do normy pn iso 10005 jednocześnie uszczegółowiając zakres dotyczący planów jakości przy wytwarzaniu konstrukcji stalowych. [1÷4] hierarchia systemów bazą do systemów jakości są wymagania normy pn en iso 9001. patrząc przez pryzmat wymagań norm spawalniczych uzupełnieniem jest norma pn en iso 3834, a wierzchołek wymagań mogą stanowić dla przykładu normy pn en 1090 przy wytwarzaniu konstrukcji stalowych, dyrektywa ped przy wytwarzaniu urządzeń ciśnieniowych, czy też norma pn en 15085 wykorzystywana w kolejnictwie. schematyczne przedstawienie zależności tych systemów przy wytwarzaniu konstrukcji budowlanych można przedstawić graficznie (rys. 1). robert bęczkowski, marek gucwa rys. 1. hierarchia systemów jakości[5] fig. 1. the hierarchy of quality systems[5] 104przegląd spawalnictwa vol. 87 5/2015 czynniki produkcji proces produkcji można opisać jako wpływ kilku czynników opisanych zasadą 5m (men, machina, material, method, management). do określenia poszczególnych wpływów człowieka, maszyn i urządzeń, materiałów i surowców, metod stosowanych przy produkcji (5m) oraz środowiska pracy można wykorzystać diagram ishikawy, obrazujący jakie czynniki mogą wpływać na zdolności produkcyjne przedstawia rysunek 2. kierunki zapewnienia jakości zapewnienie jakości można uzyskać poprzez dwa kierunki działań jednym z nich są plany jakości, a drugim audyty. cechą charakterystyczną audytów jest zapewnienie, iż warunki niezbędne do funkcjonowania systemu jakości są przestrzegane w sposób trwały, działania mają charakter średnioterminowy. z kolei plany jakości mają zapewnić prawidłowe działanie konkretnych procesów. działanie to ma charakter natychmiastowy i służy do bieżącego nadzorowania. cele planów jakości do celów planów jakości można zaliczyć działania: • prewencyjne w systemach jakości np.: plan kontroli i badań (inspection and testing plan) np. wg punktu 4.2.2 i punktami powiązanymi pn en 1090-2, plan kontroli (control plan), plan nadzoru (inspection plan), plan produkcji (production plan)-np. według załącznika a pkt.10 pn en iso 3834-1, z uwzględnieniem wymagań punktu 10.1 pn en iso 3834-2, plan spawania (welding plan) – np. według punktów 7.2.1 oraz 7.2.2 pn en 1090-2, czy montażu (erection plan) np. wg punktu 9.3 pn en 1090-2. • wiążące proces produkcji z kontrolą jakości, określającym miejsca, sposoby i kryteria prowadzonych operacji kontrolnych • kontrolne dla sprawdzenia wszystkich wymagań kontraktowych rys. 2. diagram ishikawy[6,7] fig. 2. ishikawa diagram[6,7] • korygujące, gdyż pozwala na identyfikację obszarów kontrolnych i produkcyjnych, które generują lub identyfikują niezgodności i dających możliwość natychmiastowej korekty procesu • ekonomiczne, koszt nadzoru nad produkcją i utrzymaniem parametrów wytwarzania jest niższy niż nadzór nad wyrobem już wytworzonym. punkty nadzoru podstawą kontroli nad planami jakości są punkty nadzoru, które stanowią tak zwane punkty zatrzymań (hold point). powinny one uwzględniać dwa aspekty umożliwiające: • dobrą kontrolę procesu produkcji oraz zapobieganiu produkcji wyrobów niezgodnych z specyfikacjami • oceną uzyskanego poziomu jakości kluczowe punkty nadzoru powinny dotyczyć ważnych lub krytycznych cech wyrobów i powinny zawsze zostać uwzględnione z klientem stanowiąc obligatoryjne punkty zatrzymania (hold point). kryteriami pozwalającymi ustalić kluczowe punkty nadzoru mogą być: • przewidywane ryzyka powstania niezgodności wyroby • niezgodności wyrobu często identyfikowane w wytwórni konstrukcji lub u klienta zasady tworzenie planów jakości plan jakości powinien specyfikować i zdefiniować: • mierzalne cele dotyczące jakości projektu (przedsięwzięcia), wyrobu, procesu lub umowy (kontraktu) • procedury, przebiegi procesów, instrukcje i inne dokumenty związane z danym planem jakości • zasoby niezbędne do realizacji projektu (przedsięwzięcia), wyrobu, procesu lub umowy (kontraktu) • odpowiedzialności oraz uprawnienia obszarów, komórek organizacyjnych i stanowisk biorących udział w realizacji projektu (przedsięwzięcia), wyrobu, procesu lub umowy (kontraktu) • zasady monitorowania (np. kontroli, auditów, przeglądów) prac związanych z realizacją projektu (przedsięwzięcia), 105przegląd spawalnictwa vol. 87  5/2015 wyrobu, procesu lub umowy (kontraktu) • zasady wprowadzania zmian do planu jakości • zasady archiwowania planu jakości i dokumentów z nim związanych. wymagania norm pn en iso 3834 załącznik a zawiera 22 elementy, które mogą stanowić plan jakości dotyczące przeglądów wymagań i technicznych, podwykonawstwa, personelu, sprzętu kontrolnego i wyposażenia produkcyjnego, instrukcji, sposobów magazynowania, zabiegów przed w trakcie i po spawaniu, identyfikacji i identyfikowalności oraz wymaganych zapisów z procesu produkcji. pn en 1090 zawiera w informacyjnym załączniku c listę kontrolną planu jakości z podziałem na zarządzanie i strukturę organizacyjną projektu funkcje, zakresy odpowiedzialności podczas realizacji system kierowania i wskazuje określić sposób komunikacji. zawiera również zasady planowania, koordynowania działań stron przedsięwzięcia, monitorowania oraz określenia dokumentów potwierdzających kwalifikacje personelu. w części wytwórczej opisuje przegląd specyfikacji i dokumentacji oraz wymaga określenia sposobu nadzorowania dokumentów pod względem ich aktualności. zawiera opis dokumentów poprzedzających wykonanie (kontrola materiałów podstawowych i dodatkowych), instrukcji (spawania, skręcania, montażu), kwalifikowanych technologii, określenia wymagań konstrukcji pomocniczych oraz warunków, zakresów i terminów akceptacji przy zatwierdzeniu dokumentacji. w części dokumentacyjnej dokonuje się zapisów wynikających z specyfikacji wykonawczych odnoszących się do identyfikacji wyrobów i elementów, zapisów realizowanych kontroli oraz protokołów z badań. zawiera również informację o sposobie i okresie archiwizacji dokumentacji oraz zapisów z produkcji. w planie jakości powinien być jednoznacznie określony przedmiot oraz zakresy badań, z uwzględnieniem podania warunków odbioru i kryteriów akceptacji, sposobie postępowania z niezgodnościami, sposób prowadzenia działań korygujących, procedury zwalniania i odrzucania przedmiotu kontroli. literatura [1] pn en 1090, wykonanie konstrukcji stalowych i aluminiowych [2] pn-en iso 3834:2007, wymagania jakości dotyczące spawania materiałów metalowych. część 1-5. [3] pn-en iso 9001:2009, systemy zarządzania jakością. wymagania [4] pn iso 10005:2007, systemy zarządzania jakością. wytyczne dotyczące planów jakości podsumowanie plany jakości są wynikiem wymagań klienta lub zapisów wynikających z norm przywołanych, niemniej jednak wiele przedsiębiorstw stosuje je z własnej inicjatywy lub stosują się do wymagań norm przedmiotowych obowiązujących w danym typie konstrukcji. jednakże opracowany i uzgodniony, a przede wszystkim zatwierdzony plan jakości stanowi dla przedsiębiorstwa dobrą podstawę do współpracy z klientem i pozwala uniknąć ewentualnych nieporozumień odnośnie wymagań stawianych wyrobom lub procesom produkcji, kontroli czy nadzoru nad wytwarzaniem. niejednokrotnie prawidłowo zbudowany plan jakości staje się gwarantem powodzenia danego projektu, swoistą listą kontrolną czynności niezbędnych do zrealizowania założonego celu projektowego. jednocześnie prawidłowa identyfikacja czynników wejściowych, które mogą wpływać na dany proces wytwórczy pozwala na minimalizację ryzyka ponoszenia kosztów wytwarzania produktu nie spełniającego wymagań klienta. [5] bęczkowski r., plany jakości przy wytwarzaniu konstrukcji stalowych, katowice 2015 [6] urbaniak m., zarządzanie jakością – teoria i praktyka. warszawa: difin, 2004. [7] wawak s., zarządzanie jakością-teoria i praktyka. gliwice, helion, 2006 201302_pspaw_hy92.pdf 45przegląd spawalnictwa 2/2013 lechosław tuz andrzej kolasa dr inż. lechosław tuz – agh akademia górniczo-hutnicza w krakowie, dr hab. inż. andrzej kolasa, prof. pw – politechnika warszawska. streszczenie w artykule przedstawiono wpływ wybranych parametrów spawania łukowego na jakość złączy spawanych odlewniczych stopów magnezu należących do grupy mg-al-zn. w badaniach zastosowano dwie metody spawania łukowego w osłonie gazów obojętnych: elektrodą topliwą (mig) i nietopliwą (tig). przedstawiono wyniki obserwacji wizualnych wykonywania złączy doczołowych, orazich ocenę makroskopową. w pracy skoncentrowano się na określeniu wpływu takich parametrów jak: rodzaj i natężenie prądu, napięcie łuku i prędkość spawania na wartość energii liniowej wykonywanych złączy oraz ich jakość (brak pęknięć gorących i porowatości). abstract the paper presents results of an experimental studies of the influence of some arc welding parameters on weldability of mg-al-zn cast magnesium alloys. the metal inert gas (mig) and tungsten inert gas (tig) arc welding were chosen for the test. results of visual inspection and macrostructure analysis of butt welds are presented. the main aim of the study was to assess the influence of polarity, welding speed, current and voltage on the shape of welds. it allowed to determine the value of necessary for linear energy input in order to obtain welded joints without hot cracking and porosity hazard. wpływ wybranych parametrów spawania łukowego na jakość złączy odlewniczych stopów magnezu influence of arc welding parameters on joints quality  of cast magnesium alloys wstęp stopy magnezu, obok stopów aluminium i tytanu, wchodzą w skład grupy materiałów konstrukcyjnych nazywanych stopami lekkimi, które znajdują zastosowanie w przemyśle. wynika to z ich niskiej gęstości (1,7÷1,8 g/cm3) – są lżejsze o 35% od aluminium (2,7 g/cm3) i o 60% od tytanu (4,4 g/cm3) oraz dobrych właściwości odlewniczych, m.in. lejności. charakteryzują się wysoką sztywnością właściwą (stosunek modułu sprężystości do gęstości) i wytrzymałością właściwą (stosunek wytrzymałości do gęstości), zbliżoną do stopów tytanu i stali. właściwości te wynikają z zastosowanych dodatków stopowych. magnez charakteryzuje się dobrą przewodnością cieplną, wysokim współczynnikiem tłumienia drgań i hałasu, dobrą podatnością na odlewanie, obróbkę plastyczną i skrawanie [1÷3], ale też niskimi właściwościami mechanicznymi i odpornością korozyjną [4], wynikającą z jego wysokiego powinowactwa do tlenu oraz rozpuszczalności w wodzie [5]. dodatki stopowe, takie jak aluminium, cynk, mangan, czy pierwiastki metali ziem rzadkich znacznie poprawiają te właściwości i umożliwiają zastosowanie części wykonanych ze stopów magnezu, w których istotnym parametrem jest waga konstrukcji [6]. części maszyn wykonywane są najczęściej jako odlewy na gotowo w formach piaskowych przez odlewanie grawitacyjne (jednostkowe odlewy wielkogabarytowe dla przemysłu lotniczego, np. obudowy przekładni) lub ciśnieniowo (wielkoseryjne odlewy dla przemysłu motoryzacyjnego, np. obudowy silników, kierownice itp.). stosowane są również metody 46 przegląd spawalnictwa 2/2013 odlewania kokilowego, precyzyjnego metodą wytapianych modeli lub odlewanie ze stanu półstałego metodami rheocasting i thixocasting [2]. technologie te mogą spowodować występowanie się wad odlewniczych takich jak niedolania, rzadzizny i pęknięcia, które usuwane są metodami spawalniczymi: napawania i spawania, mogą być również wykorzystywane do łączenia prostych części w zespoły o złożonych kształtach. widoczne jest zainteresowanie przemysłu elektronicznego stopami magnezu jako materiału umożliwiającego wykonywanie elementów cienkościennych, np. obudów laptopów lub telefonów komórkowych, mających nierzadko, skomplikowany kształt oraz tych, dla których wymagana jest wysoka jakość powierzchni ze względów estetycznych. dalszy rozwój zastosowań stopów magnezu uzależniony jest od możliwości naprawy odlewów i wykonywania technikami spajania połączeń o odpowiednich właściwościach mechanicznych, braku porowatości, pęknięć gorących i zimnych. jednocześnie procesy te muszą gwarantować powtarzalność i być podatne na mechanizację i/lub automatyzację, co jest szczególnie istotne w produkcji wielkoseryjnej [1, 2, 6]. niezbędne jest zatem określenie dla stopów magnezu spawalności rozumianej jako podatność do łączenia trwałego spełniającego określone wymagania użytkowe. spośród dostępnych technik spawania, metody takie jak spawanie elektrodą nietopliwą (tig) i topliwą (mig) znajdują zastosowanie w odlewniach, przy czym ze względu na znaczną ilość ciepła wprowadzanego do materiału nie zawsze mogą być one stosowane. dlatego też prowadzone są badania również nad wykorzystaniem do wykonywania połączeń i naprawy odlewów spawalniczych źródeł o dużej koncentracji energii, takich jak: wiązka laserowa i badań zawężonym mechanicznie łukiem plazmowym. jednocześnie ciągły rozwój stopu magnezu i urządzeń spawalniczych powoduje, że dotychczasowa wiedza w zakresie stosowania metod mig i tig nie zawsze znajduje odzwierciedlenie praktyczne, niedostatecznie został też poznany wpływ użycia nowoczesnych źródeł ciepła na możliwość naprawy i łączenia odlewów ze stopów magnezu. w niniejszej pracy przedstawiono wpływ wybranych parametrów procesu spawania na kształt spoiny przy zastosowaniu spawania w osłonie gazów obojętnych elektrodą topliwą (mig) i nietopliwą (tig). spośród analizowanych parametrów określono te, przy których uzyskano najlepsze właściwości oraz kształt złączy spawanych. do próby spawania użyto dwóch stopów magnezu z grupy mg-al-zn. materiały do badań materiałami użytymi do badań są stopy magnezu w stanie lanym o składzie chemicznym przedstawionym w tablicy i. do wykonania złączy użyto płaskowników o grubości 3 mm, wykonując połączenia wzdłuż najdłuższej krawędzi. ponieważ zastosowane w badaniach metody są używane do łączenia lub naprawy odlewów, nie wykonano obróbki cieplnej próbek w celu ujednolicenia struktury bądź poprawy właściwości mechanicznych. ujawniona struktura stosowanych stopów jest typową rozdrobnioną strukturą odlewniczą z niezauważalną kierunkowością krystalitów. analiza struktury wykazała, że składa się ona z krystalitów roztworu stałego α-mg oraz eutektyki będącej mieszaniną faz α-mg i mg17al12 oraz wydzieleń globularnych al8mn5 [7÷10]. w drugim stopie, ze względu na znacznie większą zawartość cynku, obserwowana jest również eutektyka z wydzieleniami krystalitów fazy międzykrystalicznej mg7zn3. do wykonania złączy metodą mig stosowano materiał dodatkowy w postaci drutu litego o średnicy 1,6 mm i składzie chemicznym podanym w tablicy ii. w metodzie tig nie stosowano materiału dodatkowego. metodyka badań badaniom poddano doczołowe złącza spawane metodami: elektrodą topliwą w osłonie gazów obojętnych (mig) oraz elektrodą nietopliwą w osłonie gazów obojętnych (tig). proces spawania łukowego prowadzono przy zastosowaniu manipulatora liniowego, uzyskując w ten sposób powtarzalność wyników. stosowano gazy i mieszaniny gazów obojętnych chemicznie podawanych od strony lica spoiny. spawanie metodą tig prowadzono prądem przemiennym (ac) z podgrzewaniem wstępnym do 130°c dla az91 i 170°c dla am-lite w celu uniknięcia pęknięć gorących zauważonych we wcześniejszych próbach [10]. spawanie mig prowadzono prądem stałym (dc+), łukiem zwarciowym, stosując 7 mm wolny wylot elektrody oraz prędkość podawania drutu 1,6 m/min. pozostałe parametry procesu i wyznaczone wartości energii liniowych dla obydwu metod podano w tablicy iii. do wykonania złączy doczołowych metodą mig zastosowano odstęp między łączonymi brzegami o szerokości 1,5 mm; tablica i. skład chemiczny stopów magnezu: am-lite i az91 (% wag.) table i. chemical composition of am-lite and az91 alloys (% mas.) oznaczenie stopu pierwiastek stopowy al zn mn mg am-lite 2,2 16,6 0,31 reszta az91 9,0 0,7 0,17 reszta tablica ii. skład chemiczny drutu elektrodowego az61 (% wag.) table ii. chemical composition of electrode wire az61 (% mas.) si fe cu mn zn ni inne al mg 0,01 0,001 0,002 0,2 0,53 0,001 max. 0,3 5,89 reszta 47przegląd spawalnictwa 2/2013 w metodzie tig brzegi łączonych materiałów były dociśnięte do siebie. dobór parametrów procesu oraz ocenę ich wpływu na jakość złączy przeprowadzono bezpośrednio po ich wykonaniu – na tej podstawie podejmowano decyzję o zmianie stosowanych parametrów oraz wytypowano parametry, przy których uzyskiwano pełne przetopienia oraz poprawny kształt lica i grani spoiny. wytypowane w ten sposób złącza poddano badaniom metalograficznym makrostruktury, przeprowadzając ocenę jakości uzyskanego złącza [10]. jako kryteria jakości złącza przyjęto brak pustek, porowatości i pęknięć gorących. ze względu na brak norm dotyczących jakości złączy ze stopów magnezu dokonano również oceny kształtu uzyskanych spoin. ocenę makrostruktury przeprowadzono na zgładach metalograficznych wykonanych w płaszczyźnie prostopadłej do kierunku spawania przy zastosowaniu mikroskopu świetlnego. zgłady trawiono 3,5% roztworem nitalu. parametry procesu w badanych metodach spawania łukowego analizowano wpływ prędkości spawania oraz napięcia łuku w metodzie mig i natężenia prądu w metodzie tig na kształt spoiny. biegunowość prądu spawania. na powierzchni stopów magnezu zalega trudnotopliwa warstewka tlenków magnezu o temperaturze topnienia ok. 2500°c. jej obecność ma negatywny wpływ na przebieg procesu spawania zarówno metodą tig, jak i mig, ponieważ tlenki te pogarszają zwilżanie brzegów przez ciekły metal, utrudniając uzyskanie trwałego połączenia. niezbędne jest czyszczenie katodowe, które stosuje się w przypadku biegunowości dodatniej na elektrodzie. wówczas tlenki te ulegają rozbiciu przez jony gazu osłonowego, odsłaniając czystą powierzchnię metalu. zjawisko to zapobiega również obecności tlenków w spoinie, co mogłoby się przyczynić do inicjacji i rozwoju pęknięć. podczas spawania metodą mig zastosowano prąd stały o biegunowości dodatniej na elektrodzie, co również powodowało szybsze stapianie drutu elektrodowego. podczas spawania elektrodą nietopliwą (tig) zastosowano prąd przemienny. nie zaobserwowano przy tym utraty stabilności jarzenia się łuku spawalniczego przy prądzie przemiennym – dzięki użyciu źródła prądu wyposażonego w jonizator. stosowanie biegunowości dodatniej w przypadku złączy mig przyczyniło się w znacznym stopniu do powstania wypukłego lica spoiny. w metodzie tig, nie używając spoiwa, uzyskano zbliżone grubości złączy i materiału rodzimego. prędkość spawania. w wykonanych próbach prędkość spawania wpływała na ilość stopionego metalu. przy największych prędkościach obserwowano brak przetopienia po stronie grani spoiny w przypadku spawania łukowego zarówno metodą mig, jak i tig. był widoczny również znacznie mniejszy nadlew lica spoiny w przypadku spawania mig oraz zapadnięte lico w metodzie tig. spoina była również węższa. znaczne zmniejszenie prędkości spawania w metodzie tig było przyczyną braku połączenia wskutek usuwania ciekłego metalu z jeziorka spawalniczego (150 mm/min przy 90 a). w metodzie mig natomiast obserwowano nadmierny rozprysk metalu oraz duży nadlew lica spoiny (350 mm/min przy 17,4 v i 73 a). zwiększenie w tym wypadku wolnego wylotu elektrody do 15 mm spowodowało zwiększenie rozprysku, nazywanego potocznie zjawiskiem strzelania łuku. przy parametrach przedstawionych w tablicy iii obserwowano również duży nadlew lica spoiny i wypływ metalu po stronie grani, przy czym kształt i wymiary spoin wskazują, że zmiana prędkości spawania nie wpływa znacząco na ich kształty i wymiary (rys. 1). natężenie prądu – metoda tig. wzrost natężenia prądu wpływał na głębokość wtopienia oraz na szerokość spoiny. zbyt małe natężenie prądu powodowało tylko nadtopienie brzegów, nie powodując wymieszania materiału. próby przetapiania wykazały, że zastosowanie prądu o natężeniu mniejszym niż 60 a nie powoduje pełnego przetopienia próbki (3 mm). przy natężeniu prądu powyżej 70 a nastąpił jednak pełen przetop w złączach. wartość natężenia prądu powyżej 110 a powodowała powstawanie pęknięć gorących mimo podgrzewania wstępnego. prawdopodobnie było to wynikiem przekraczania temperatury tablica iii. parametry spawania table iii. process parameters parametr jednostka mig tig prędkość spawania mm/min 400 270 natężenie prądu a 73 90 napięcie łuku v 17,4 13 rodzaj i wydatek gazu osłonowego l/min mieszanina argon 50% – hel 50% – 16 hel – 16 energia liniowa kj/m 124 151 rys. 1. wpływ prędkości spawania na kształt spoiny: b – szerokość spoiny, h – głębokość wtopienia; w nawiasach energia liniowa: tig – i = 90 a, u = 13 v, η = 60%, k = 0,97; mig – i = 73 a, u = 17,4 v, η = 65% fig. 1. welding speed impact on weld shape: b – weld width, h – fusion depth, in brackets heat input for: tig – i = 90 a, u = 13 v, η = 60%, k =0,97; mig – i = 73 a, u = 17,4 v, η = 65% w sp ół cz yn ni k b/ h prędkość spawania [mm/min] (energia liniowa [kj/ml]) 48 przegląd spawalnictwa 2/2013 początku zakresu kruchości wysokotemperaturowej i obecności segregujących dodatków stopowych, a sam proces spawania dostarczał do materiału zbyt dużą ilość ciepła. zauważono, że dla badanych stopów temperatura podgrzewania wstępnego była różna i wynosiła odpowiednio 130°c (az91) i 170°c (amlite). brak podgrzewania wstępnego powodował występowanie pęknięć gorących obserwowanych bezpośrednio po spawaniu. pęknięcia przebiegały od końca spoiny do jej początku. natężenie prądu w przedziale 70÷110 a umożliwiało wykonywanie złączy spawanych, przy czym w przypadku mniejszych wartości natężenia uzyskiwano niepełny przetop i węższe lico spoiny (rys. 3). przykładowe złącza tig uzyskane przy tych parametrach procesu przedstawiono na rysunku 2. napięcie łuku – metoda mig. napięcie łuku spawalniczego zależy m.in. od rodzaju gazu osłonowego oraz od długości łuku spawalniczego. w przeprowadzanych próbach oba parametry były niezmienne (tabl. iii), natomiast napięcie zmieniono na źródle zasilania łuku w zakresie 17,4÷19,3 v. przy wzroście napięcia obserwowano wzrost ilości rozprysków i szerokości spoiny. przy małych wartościach napięcia (17,4 v) widoczne było pełne przetopienie łączonych brzegów i wypełnienie całej szczeliny przez spoiwo. wzrost napięcia powodował głębsze wtopienie (lepsze stopienie) brzegów, ale też powstawanie pęknięć przebiegających wzdłuż spoiny. pełne przetopienie oraz brak pęknięć gorących uzyskano dla parametrów podanych w tablicy iii. przykładowe złącza wykonane przy tych parametrach przedstawiono na rysunku 4. na rysunku 5 pokazano natomiast wpływ napięcia łuku na kształt spoiny. makrostruktura złączy na rysunkach 2 i 4 przedstawiono makrostrukturę złączy wykonanych metodami tig i mig. uzyskane złącza różnią się wielkością, co jest skutkiem zastosowanej metody spawania. najszersze złącze uzyskano dla metody tig – szerokość wynosiła ok. 10 mm. w przypadku obu badanych stopów zaobserwowano występowanie trzech charakterystycznych dla złączy spawanych obszarów: spoiny, strefy wpływu ciepła i materiału rodzimego. obserwacja linii wtopienia wskazuje na jej nierówny, rozbudowany kształt. złącza charakteryzują rys. 2. makrostruktura złączy spawanych metodą tig: a) az91, 70 a, 0,27 m/min, 130°c; b) am-lite, 80 a, 0,27 m/min, 170°c fig. 2. macrostructure of tig welded joint: a) az91, 70 a, 0,27 m/min, 130°c; b) am-lite, 80 a, 0,27 m/min, 170°c rys. 3. wpływ natężenia prądu na kształt spoiny: b – szerokość spoiny, h – głębokość wtopienia; w nawiasach energia liniowa: v = 0,27 m/min, u = 13 v, η = 60%, k = 0,97 fig. 3. current impact on weld shape: b – weld width, h – fusion depth, in brackets heat input for: v = 0,27 m/min, u = 13 v, η = 60%, k =0,97 rys. 4. makrostruktura złączy spawanych metodą mig, materiał dodatkowy az61: a) az91, 73 a, 17,4 v, 0,4 m/min; b) am-lite, 73 a, 17,4 v, 0,4 m/min fig. 4. macrostructure of mig welded joint, filler metal az61: a) az91, 73 a, 17,4 v, 0,4 m/min; b) am-lite, 73 a, 17,4 v, 0,4 m/min rys. 5. wpływ napięcia łuku na kształt spoiny: b – szerokość spoiny, h – głębokość wtopienia; w nawiasach energia liniowa: i = 73 a, v = 0,4 m/min, η = 65% fig. 5. voltage impact on weld shape: b – weld width, h – fusion depth, in brackets heat input for: i = 73 a, v = 0,4 m/min, η = 65% a) b) w sp ół cz yn ni k b/ h w sp ół cz yn ni k b/ h a) b) natężenie prądu [a] (energia liniowa [kj/ml]) napięcie [v] (energia liniowa [kj/ml]) 49przegląd spawalnictwa 2/2013 się symetrią względem osi spoiny, ale linie wtopienia nie są równoległe, co może wskazywać na odmienne właściwości mechaniczne złączy po stronie lica i grani. złącze wykonane metodą mig, pomimo zastosowania przerwy technologicznej o szerokości 1,5 mm, charakteryzuje się wypukłym licem oraz wypływem po stronie grani. złącza spawane metodą tig charakteryzują się nieznacznym obniżeniem lica spoiny wynikającym z zapadania się materiału podczas spawania. złącza wykonane metodą tig mają regularny, symetryczny kształt z widoczną swc o szerokości dochodzącej do 3 mm (rys. 2), ale linia wtopienia ma nieregularny, rozbudowany kształt o szerokości do 1 mm. szerokość spoin wynosi 9÷10 mm dla stopu az91 i 10÷11 mm dla stopu am-lite. kształt lica i grani jest właściwy, przy czym dla stopu am-lite obserwowano tendencję do nieznacznego zapadania się lica spoiny. we wskazanych metodach spajania przy zastosowanej metodyce badań nie zaobserwowano pęknięć gorących, natomiast zauważono śladowe ilości porów i pustek. podsumowanie przeprowadzone próby łączenia stopów magnezu z grupy mg-al-zn wykazały, że możliwe jest wykonanie połączeń spawanych metodą tig i mig wolnych od wad spawalniczych (zimnych i gorących pęknięć, porów). niezbędne jest natomiast zachowanie szczególnych warunków wykonywania połączeń, takich jak stabilne zamocowanie łączonych elementów i dobre przyleganie łączonych brzegów oraz ochrona literatura [1] kulekci m.k.: magnesium and its alloys in applications in automotive industry, journal of advanced manufacturing technology, 2008, 39: 851-865. [2] friedrich f., schuman s.: research for a „new age of magnesium” in the automotive industry, journal of materials processing technology, 2001, 117: 276-281. [3] cao x., jahazi m., immarigeon j.p., wallace w.: a review of laser welding techniques for magnesium alloys, journal of materials processing technology, 2006, 171: 188-204. [4] abdel aal a.: protective coating for magnesium alloy, journal of materials and science, 2008, 43: 2947-2954. [5] avedesian m.m., baker h.: magnesium and magnesium alloys, asm specialty handbook 1999. [6] vesling f., ryspaev t.: effect of heat treatment on the superplasticity of magnesium alloys, russian journal of non-forrous metals, 2007, 48: 57-62. jeziorka spawalniczymi gazami osłonowymi – helem w tig oraz mieszaniną helu i argonu w mig. istotne jest również wstępne podgrzewanie płaskowników w celu uniknięcia pęknięć. wielkość złączy oraz ich kształt różnią się w zależności od zastosowanych metod łączenia i parametrów procesu, ale mają regularny, symetryczny kształt o stosunkowo wąskiej swc. [7] peng l., yajiang l., haoran g., juan w.: microstructure characteristics in tig welded joint of mg/al dissimilar materials, materials letters, 2007, 61: 1288-1291. [8] tuz l., kołodziejczak p., kolasa a.: struktura złączy stopów az91 i am-lite wykonanych metodą tig, przegląd spawalnictwa, 12/2010, s. 41-43. [9] tuz l., kolasa a., pfeifer t.: struktura doczołowych złączy ze stopów magnezu otrzymanych metodą mig, przegląd spawalnictwa, 12/2011, s. 36-42. [10] tuz l.: badania właściwości złączy ze stopów magnezu wykonanych wybranymi technikami łączenia, rozprawa doktorska, warszawa 2011. podziękowania materiał do badań został udostępniony przez: dr. christiana kettlera, advanced magnesium technologies, australia i polmag sp. z o.o., polska. praca współfinansowana przez ministerstwo nauki i szkolnictwa wyższego w ramach środków budżetowych na naukę w latach 2010-2011 jako projekt badawczy nr n n508 582739 i pracę statutową 11.11.110.156. ps 04 2017 www.pdf 15przegląd  spawalnictwa vol. 89 4/2017 wpływ procesu spawania  na mikrostrukturę ferrytycznych stali nierdzewnych  influence of welding process on microstructure of ferritic stainless steels mgr inż. maciej woszek – doosan babcock energy polska sp. z o.o.; dr hab. inż. jacek słania, prof. pcz – politechnika częstochowska; dr hab. inż. grzegorz golański, prof. pcz – politechnika częstochowska. autor korespondencyjny/corresponding author: maciejwoszek@gmail.com streszczenie w pracy przedstawiono wyniki badań metalograficznych wykonane na złączu spawanym ze stali x10cralsi13. badaniom zostało poddane złącze p1, w którym nie zastosowano podgrzewania wstępnego. obserwacji mikrostruktury po spawaniu poddane zostały obszary materiału rodzimego, swc oraz swc w pobliżu linii wtopienia, ze względu na użycie austenitycznego materiału dodatkowego do spawania klasy 18-8-6 (cr-ni-mn). w artykule przedstawiono również makrostrukturę złącza oraz przeprowadzono badania twardości. dodatkowo przeprowadzono ocenę wpływu procesu spawania na mikrostrukturę stali x10cralsi13. wskazano również kierunki dalszych badań nad ferrytycznymi stalami nierdzewnymi. słowa kluczowe: ferrytyczne stale nierdzewne; mikrostruktura; korozja abstract the paper presents influence of welding process on microstructure of x10cralsi13 steel welded joints. research concentrates on microstructure of parent material, haz and haz approximate to fusion line due to usage of austenitic 18-8-6 (cr-ni-mn) welding consumable. article also presents macrography and hardness tests of welded joint. additionally influence of welding process on x10cralsi13 steel was evaluated. finally study provides guidance for further research on ferritic stainless steels. keywords: ferritic stainless steels; microstructure; corrosion. wstęp chromowe stale ferrytyczne są stopami żelaza z cr o zawartości w przedziale 10,5÷30% o strukturze krystalicznej rpc. zazwyczaj ferrytyczne stale nierdzewne zawierają dodatki stopowe ferrytotwórcze al, ti, nb, mo, si, v, w mające na celu poprawę właściwości chemicznych i fizycznych oraz stabilizację struktury ferrytycznej do temperatury otoczenia. ze względu na skłonność do korozji międzykrystalicznej stali tej klasy ich podstawową cechą jest małą zawartość węgla. stale ferrytyczne odporne na korozję nawet o bardzo małej zawartości c mają znacznie gorszą ciągliwość niż stale austenityczne, ponadto przechodzą w stan kruchy w wyższych temperaturach. właściwości wytrzymałościowe stali również są obniżone (ze względu na zawartość c) i ich re oscyluje w granicach 210÷480 mpa [1÷3]. chromowa stal ferrytyczna x10cralsi13 należy do grupy stali żaroodopornych i jest przeznaczona na żaroodporne części kotłów (m.in. brodawki pomiarowe, elementy mocujące i szeregujące przegrzewacze) oraz pieców przemysłowych, maciej woszek, jacek słania, grzegorz golański przeglad welding technology review komór próżniowych itp. maksymalna temperatura pracy – żaroodporność tej stali wynosi 850 °c. stal ta jest odporna na działanie gazów zawierających związki siarki i gazy redukujące, słabo odporna na działanie atmosfery nawęglającej, azotującej i węgloazotującej. spawalność ferrytycznych stali nierdzewnych jest ograniczona ze względu na ograniczoną plastyczność, wrażliwość na przegrzanie, czyli znaczny rozrost ziarna pod wpływem wysokiej temperatury (struktura jednofazowa). dodatkowym problemem są procesy wydzieleniowe pod wpływem procesu spawania prowadzące do powstawania węglików prowadzące do nadmiernej kruchości złącza spawanego oraz uczulenia na korozję międzykrystaliczną [3÷6]. w związku z powyższym prawidłowe opracowanie technologii spawania, charakteryzujące się ograniczoną energią liniową w celu minimalizacji wprowadzonego ciepła do złącza spawanego ma istotne znaczenie na końcowe właściwości i strukturę złącza spawanego. 16 przegląd  spawalnictwa vol. 89 4/2017 materiał do badań materiałem do badań były płyty wykonane ze stali x10cralsi13 o wymiarach 10x200x125 mm. badany materiał dostarczony był w stanie wyżarzonym. skład chemiczny oraz właściwości mechaniczne materiału rodzimego w stanie dostawy zestawiono w tablicach i i ii [1]. technologia spawania złącze doczołowe blach wykonano w pozycji pf bez podgrzewania wstępnego i temperaturą międzyściegową wynoszącą 150 °c (złącze oznaczono jako p1). p1 nie zostało poddane obróbce cieplnej po spawaniu. charakterystyka stali ferrytycznych wrażliwych na przegrzanie i doprowadzane ciepło do złącza oraz jednofazowa struktura ferrytyczną nie wskazuje na słuszność zaleceń literatury [2,4,5] podgrzewania wstępnego i obróbki cieplnej po spawaniu stali tej klasy. złącza wykonano metodą 111 ze względu na dużą wszechstronność metody oraz częste wykonywanie złączy tego typu w warunkach montażowych, gdzie wykorzystanie gazu osłonowego może być problematyczne. warto zauważyć, że w przypadku spawania metodą 111 tej klasy złączy musi być zapewniony dostęp do złącza z dwóch stron ze względu na konieczności wycięcia/wyszlifowania grani i wykonaniu drugiego lica lub zastosowanie spawania na podkładce z osłoną grani gazem obojętnym. materiałem dodatkowym wykorzystanym w obu technologiach była elektroda e 18 8 mn b 2 2 (böhler fox a7). spoiwa austenityczne są zalecane do spawania chromowych stali ferrytycznych ze względu na bardzo dobre właściwości plastyczne, udarność stopiwa oraz podwyższenie odporności na korozję spoiny. elektroda fox a7 w pełni spełnia wymagania stawiane materiałowi rodzimemu. skład chemiczny oraz właściwości mechaniczne elektrody fox a7 zostały przedstawione w tablicy iii. pomiar twardości dla złącza p1 maksymalna twardość nie przekracza wartości 225 hv10 dla pomiaru od strony grani. twardość materiału rodzimego (mr) i strefy wpływu ciepła (swc) była na poziomie nie przekraczającym 190 hv10. według normy materiałowej pn-en 10095 materiał rodzimy x10cralsi13 powinien wykazywać twardość poniżej 250 hv10. ten warunek został spełniony dla swc i spoiny złącza p1. warto jednak zauważyć, iż norma dotycząca kwalifikacji technologii spawania pn-en iso 15614-1 nie stawia wymagań twardości chromowym stalom ferrytycznym (grupa materiałowa 7 według iso tr 15608). w związku z powyższym złącze p1 spełnia wszelkie wymagania stawiane twardości przez normy dotyczące stali x10cralsi13. wyniki pomiarów twardości przedstawia rysunek 1. zawartość pierwiastków, % masy x10cralsi13 c si mn p s cr al skład chemiczny badanej stali  0,065 0,94 0,84 0,021 0,001 12,56 0,93 wymagana zawartość  pierwiastków według   pn-en 10095  max 0,12 0,50÷1,0 max 1,00 max 0,040 max 0,015 12,00÷14,00 0,70÷1,20 rp0,2,  mpa rm,  mpa twardość,  hv10 wydłużenie a,   % właściwości stali  w stanie dostawy 437 591 192 15 wymagane właściwości wg pn-en 10095 min. 250 450÷650 max 250 min. 15 tablica i. skład chemiczny stali x10cralsi13 [1] table i. chemical composition of x10cralsi13 steel [1] tablica ii. właściwości mechaniczne stali x10cralsi13 [1] table ii. mechanical properties of x10cralsi13 steel [1] tablica iii. skład chemiczny, właściwości mechaniczne oraz parametry pracy elektrody fox a7 [1] table iii. chemical composition and welding parameters of fox a7 electrode [1] zawartość pierwiastków, % masy c si mn cr ni 0,1 0,7 6,5 18,8 8,8 właściwości mechaniczne parametry  pracy re, mpa rm, mpa a, % kv, j temperatura pracy 480 660 38 90 do 850 °c rys. 1. schemat natryskiwania naddźwiękowego [4] fig. 1. scheme of supersonic spraying process [4] tw ar do ść h v 10 swc swc mrspoinamr 17przegląd  spawalnictwa vol. 89 4/2017 badania metalograficzne makroskopowe przekrój złącza pokazany na rysunku 2 (makrostruktura złącza) nie ujawnił żadnych niezgodności w skali makro i uzyskał poziom jakości b według pn-en iso 5817. spoina charakteryzuje się poprawnym kształtem geometrycznym oraz prawidłowym układem ściegów. na zdjęciach makrostruktury można zauważyć rozrost ziaren struktury w strefie wpływu ciepła w obydwu złączach, szczególnie w obszarze cghaz, czyli strefie struktury przegrzanej. badania metalograficzne mikroskopowe badania mikrostruktury przeprowadzono na przygotowanych zgładach metalograficznych, trawionych odczynnikiem metalograficznym chlorkiem żelaza. obserwację i rejestrację obrazów mikrostruktury przeprowadzono za pomocą mikroskopu świetlnego axiovert 25 (om). materiał rodzimy  badana stal w stanie dostawy posiadała strukturę ferrytyczną z częściowo zachowaną teksturą oraz pasmowo rys. 2. makrostruktura złącza bez podgrzewania wstępnego ze stali x10cralsi13 (p1). trawiono chlorkiem żelaza [1] fig. 2. macrography of x10cralsi13 welded join (p1) without preheat [1] rys. 3. mikrostruktura materiału rodzimego fig. 3. microstructure of parent material rys. 4. mikrostruktura swc oraz charakterystyczne „języczki” fig. 4. microstructure of haz and characteristic „tongues” wydzielonymi węglikami. pasmowość wydzielonych węglików odpowiada prawdopodobnie kierunkowi przeróbki plastycznej badanego materiału. w strukturze obserwowano również pojedyncze, roztrawione, o sferoidalnym kształcie siarczki (rys. 3). swc  w obszarze strefy wpływu ciepła widoczne były obszary niewymieszane objawiające się jako charakterystyczne „języczki”. ich występowanie spowodowane jest obecnością podczas spawania w jeziorku nieruchomej warstwy cieczy (tzw. warstwy nernsta), przyległej do linii wtopienia [2] – rysunek 4. swc w pobliżu linii wtopienia w obszarze swc bezpośrednio przyległym do spoiny – linia wtopienia, obserwowano rozrost ziarna ferrytu w porównaniu do materiału rodzimego, po granicach ziaren ferrytu widoczne były wydzielone płytkowe węgliki, natomiast wewnątrz ziaren ferrytu ujawniono występowanie pojedynczych wydzieleń o zróżnicowanym kształcie. wewnątrz ziaren ferrytu obserwowano ponadto budową podstruktury ferrytu – rysunek 5. 18 przegląd  spawalnictwa vol. 89 4/2017 literatura [1] m.woszek, j.słania, g.golański: wpływ podgrzewania wstępnego na właściwości mechaniczne złączy spawanych ze stali x10cralsi13. przegląd spawalnictwa, vol. 88, nr 5, 2016. [2] tasak e., ziewiec a.: spawalność materiałów konstrukcyjnych tom 1: spawalność stali. wydawnictwo jak, kraków 2009. [3] blicharski m.: inżynieria materiałowa stal. wnt wydanie drugie, warszawa 2012. podsumowanie w złączu spawanym zaobserwowano wydzielenia płytkowych węglików po granicach ziaren oraz pojedyncze wydzielenia wewnątrz ziaren ferrytu. nastąpił również rozrost ziarna ferrytu w porównaniu do materiału rodzimego pod wpływem dostarczonego ciepła w procesie spawania. w swc również wystąpiły obszary niewymieszane spowodowane nieruchomą warstwą cieczy „warstwą nersta” przyległej do linii wtopienia. w materiale rodzimym zaobserwowano pasmowo wydzielone węgliki prawdopobodnie poprzez obróbką cieplną mr. w związku z powyższym proces spawania w wyniku wydzieleni węglików prawdopodobnie zwiększył kruchość złącza ze stali x10cralsi13 oraz uczulił na korozję międzykrystaliczną ze względu na zubożenie chromu w obszarze granic ziaren. nastąpił również znaczny rozrost ziarna zazwyczaj negatywnie wpływający na właściwości mechaniczne. dalsze badania nad złączami spawanymi stali x10cralsi13 powinny obejmować zastosowanie obróbki cieplnej według zaleceń norm, na złączach bez podgrzewania i z zastosowanym podgrzewanym wstępnym. celowym byłyby przeprowadzenie badań metalograficznych na złączach spawanych z podgrzewaniem wstępnym oraz złączach po obróbce cieplnej w celu zaobserwowania różnic w mikrostrukturach. ponadto istotnym byłoby określenie wpływu zmniejszenia energii liniowej na poziomie 0,5÷1 kj na właściwości złącza wykonanego ze stali x10cralsi13. rys. 5. mikrostruktura w pobliżu linii wtopienia fig. 5. microstructure of haz near fusion line [4] poradnik inżyniera: tom 1 spawalnictwo, pod redakcja prof. dr. hab. inż. jana pilarczyka. wydawnictwo wnt, warszawa 2014. [5] dobrzański l.a.: metaloznawstwo i obróbka cieplna stopów metali. wydawnictwo politechniki śląskiej, gliwice 1993. [6] ferenc k.: spawalnictwo. wnt, warszawa 2013. zapraszamy państwa do odwiedzenia   i polubienia naszego profilu na facebooku 201407_pspaw.pdf 30 przegląd spawalnictwa 7/2014 porównanie cięcia laserowego z cięciem strumieniem wodno-ściernym a comparison of a laser cutting   with a water-abrasive stream cutting streszczenie omówiono podstawy fizyczne procesu cięcia laserowego i cięcia strumieniem wodno-ściernym. przedstawiono budowę urządzenia do cięcia laserowego i urządzenia do cięcia strumieniem wodno-ściernym. omówiono zagadnienia dotyczące jakości powierzchni cięcia. zestawiono wyniki oceny jakości powierzchni cięcia wybranych elementów o różnej grubości dla cięcia laserowego i cięcia strumieniem wodno-ściernym. porównano koszty i efekty ekonomiczne stosowania obu metod cięcia. całość zakończono wnioskami dotyczącymi możliwości technicznych i opłacalności ekonomicznej stosowania omawianych metod cięcia. słowa kluczowe: cięcie wodą, cięcie laserem abstract the physical bases of a laser cutting process and water-abrasive jet cutting were described. a structure of a laser cutting machine and water-abrasive jet cutting machine was depicted. the issues referring to the quality of a surface of a cut were shown. the results of an assessment of a surface quality of particular elements of different thickness for the laser cutting and water-abrasive jet cutting were compared. the costs and economical effects of both ways of cutting were also compared. the article was summarised by the conclusions relating to the technical capabilities and economical cost-effectiveness of a usage of the described methods. keywords: water-jet cutting, laser cutting, jacek słania piotr milewski dr hab. inż. jacek słania, prof. pcz – politechnika częstochowska, inż. piotr milewski – protekt łódź. autor korespondencyjny/corresponding author: jacek_slania@poczta.onet.pl cięcie laserowe cięcie laserowe może następować przez: sublimację, topienie, wypalanie. cięcie laserowe z wykorzystaniem sublimacji to metoda, kiedy materiał cięty samorzutnie wyparowuje w wyniku działania zogniskowanego promienia laserowego o dużej intensywności i zostaje wydmuchany na skutek dużego ciśnienia pary i gazu tnącego uczestniczących w procesie cięcia laserowego. materiał w obszarze szczeliny wyparowuje bezpośrednio bez fazy ciekłej. ten sposób cięcia nie znajduje wykorzystania w przemyśle [1÷5]. cięcie laserowe za pomocą stapiania to metoda, w której materiał cięty zostaje stopiony na całej grubości cięcia promieniem laserowym, a następnie jest wydmuchiwany ze szczeliny za pomocą gazu tnącego. cięcie laserowe za pomocą tej metody prowadzi się głównie z zastosowaniem argonu i azotu. materiał transportowany jest wyłącznie w fazie ciekłej. istotę procesu pokazano na rysunku 1, gdzie: a – promień laserowy, b – położenie punktu ogniskowania, c – górna krawędź ciętej blachy, d – dolna krawędź ciętej blachy. 31przegląd spawalnictwa 7/2014 podczas cięcia laserowego za pomocą spalania (utleniania) materiał cięty zostaje nagrzany promieniem lasera, zogniskowanego na powierzchni w obszarze szczeliny cięcia, do temperatury zapłonu. najczęściej ta metoda jest stosowana do cięcia stali niestopowych. w tlenie tnącym materiał spala się w szczelinie cięcia, tworząc rzadkopłynny żużel, który zostaje wydmuchany ze szczeliny przez energię kinetyczną strumienia tlenu tnącego. schemat tego procesu pokazano na rysunku 2. rys. 1. cięcie przez topienie fig. 1. cutting by melting rys. 2. cięcie przez wypalenie fig. 2. cutting by burning najczęściej stosowana jest kombinacja trzech rodzajów do oddzielania materiału poddanego procesowi wycinania laserem. cechą cięcia laserowego jest punktowe wprowadzenie energii i wysokoenergetyczny strumień tnący. celem cięcia laserowego jest wytwarzanie elementów, które bez dodatkowej obróbki nadają się do dalszej przeróbki. warunkiem uzyskania dobrej jakości cięcia laserowego i utrzymywania dużej dokładności wymiarów ciętych elementów konstrukcyjnych jest dokładnie prowadzony strumień tnący lasera w połączeniu z najwyższej jakości maszyną do cięcia o dużej odporności na drgania. przykładowa maszyna do cięcia laserem trulaser 3030 jest numerycznie sterowanym urządzeniem do cięcia laserowego płaskich elementów. czynnikiem tnącym jest promień laserowy kierowany za pomocą systemu zwierciadeł do głowicy lasera. zwierciadła i głowica laserowa zamocowane są na ruchomych podzespołach, tzn. że maszyna pracuje z „latającą optyką’’. układ regulacji wysokości utrzymuje stałą odległość między końcówką głowicy tnącej a przedmiotem obrabianym. maszyna jest standardowo wyposażona w system wymiany palet. służy on do automatycznej wymiany palet z obrobionymi detalami na palety z przedmiotami do obróbki. ładowanie i wyładowywanie może być wykonywane równocześnie. dzięki temu przestoje ograniczone są do minimum. załadunek palet może się też odbywać w sposób zautomatyzowany. elementy składowe maszyny przedstawiono na rysunku 3. w tablicy i podano dane techniczne urządzenia wykrawającego. rys. 3. elementy składowe maszyny: 1 – szafa sterownicza z generatorem hf (wielkiej częstotliwości), 2 – laser truflow, 3 – urządzenie do cięcia rur trumpf rotolas (opcja), 4 – szafa sterownicza, 5 – agregat chłodniczy, 6 – taśmociąg wzdłużny, 7 – filtr kompaktowy, 8 – zmieniacz palet, 9 – słupek rozruchowy zmieniacza palet i automatyki (opcja), 10 – taśmociąg poprzeczny z pojemnikiem na odpady (opcja), 11 – paleta, 12 – panel sterowania, 13 – maszyna podstawowa, 14 – kabina ochronna z drzwiami fig. 3. components of the machine: 1 – a control cabinet with a high-frequency generator, 2 – the truflow laser, 3 – the trumpf rotolas equipment to cut pipes (option), 4 – a control cabinet, 5 – a refrigerating unit, 6 – a lengthwise belt conveyor flight, 7 – a compact filter, 8 – a pallet changer, 9 – a starter post of the pallet changer and automatics (option), 10 – a diagonal belt conveyor flight with a waste bin (option), 11 – a pallet, 12 – a control panel, 13 – a basic machine, 14 – a protective cabin with doors ciężar całkowity 11 500 kg zakres roboczy w kierunku x 3000 mm w kierunku y 1500 mm w kierunku z 115 mm wymiary długość ok. 9800 mm szerokość ok. 5300 mm wysokość ok.2000 mm przyłącze elektryczne 63 kva zużycie sprężonego powietrza 42 m3/h = 700 l/min maks. prędkość pozycjonowania 85 m/min najmniejszy programowalny wymiar drogi 0,01 mm odchylenie położenia ±0,1 mm średnia szerokość rozrzutu pozycji ±0,03 mm maks. moc lasera 2000 w maks. grubość materiału 12 mm tablica i. dane techniczne urządzenia trulaser 3030 table i. technical data of trulaser 3030 equipment 32 przegląd spawalnictwa 7/2014 układ prowadzenia promienia układ prowadzenia promienia laserowego przedstawiono na rysunku 4. wiązka laserowa w układzie między generatorem promieniowania laserowego a głowicą tnącą maszyny jest odizolowana od otoczenia w taki sposób, że promieniowanie laserowe nie może wydostać się na zewnątrz, a spaliny powstające przy cięciu nie przedostają się do układu prowadzenia promienia. w opisywanym laserze wiązka niewidocznego promieniowania po opuszczeniu rezonatora laserowego biegnie przez teleskop zwierciadlany, w którym znajduje się jedno zwierciadło kierunkowe wypukłe i jedno wklęsłe. trzy podzespoły filtrujące gwarantują, że powietrze wpływające do układu prowadzenia wiązki wolne jest od cząsteczek kurzu i oleju. cały układ prowadnic promienia jest wentylowany azotem. szczelna wentylacja zapewnia zachowanie stałego nadciśnienia w układzie prowadzenia promienia w każdych warunkach roboczych. wszystkie zwierciadła chłodzone są za pomocą agregatu chłodniczego lasera. focusline jest urządzeniem do automatycznej regulacji ogniska w maszynach laserowych. elementem centralnym jest zwierciadło samoskupiające, którego powierzchnia celowo odkształcana jest za pomocą ciśnienia wody chłodzącej. focusline spełnia dwa następujące zadania: – automatyczne dopasowanie położenia ogniska do rodzaju i grubości materiału, – kompensacja przemieszczenia ogniska dzięki różnym długościom promienia nad strefą roboczą. rys. 4. układ prowadzenia promienia wiązki laserowej: 1 – laser truflow z teleskopem promienia, 1.1 – zwierciadło zwrotne, 2 – zwierciadło adaptacyjne teleskopu (miedziane), 3 – kompensator fazowy, 4 – zwierciadło zwrotne, 5 – zwierciadła kierunkowe w jednostce ruchomej, 5.1 – zwierciadło zwrotne i samoskupiające, 5.2 – zwierciadło przy focusline, 6 – układ optyczny soczewki w głowicy tnącej, s – wiązka laserowa fig. 4. a system of controlling a laser beam: 1 – the truflow laser with a beam telescope, 1.1 – a feedback mirror, 2 – an adaptive mirror of a telescope (copper), 3 – a phase compensator, 4 – a feedback mirror, 5 – a directional mirror in the movable unit, 5.1 – a feedback and self – focusing mirror, 5.2 – the focusline mirror, 6 – an optical system of lens in the cutting head, s – a laser beam głowica tnąca laserowa głowica tnąca jest głównym podzespołem maszyny. podstawowe elementy składowe laserowej głowicy tnącej (rys. 5) to rurka z soczewką i układem optycznym, obudowa głowicy z dyszą tnącą, regulacją odstępu i śrubami regulacyjnymi. soczewka (znse) załamuje równoległe promienie światła laserowego i skupia je w punkcie ogniskowym (fokus), w którym promieniowanie osiąga swoją najwyższą gęstość energetyczną. w zależności od zastosowanego typu soczewki ogniskowa może wynosić 5” lub 7.5”. w celu zapewnienia optymalnych warunków roboczych zogniskowanie musi być ustawione na zdefiniowany punkt na powierzchni przedmiotu do obróbki. soczewki są chłodzone przy użyciu strumienia gazu tnącego, który dostarczany jest do wgłębienia pod soczewką współosiowo względem promienia lasera. za pomocą dyszy tnącej, dodatkowo chłodzonej oczyszczonym powietrzem sprężonym, promieniowanie i gaz tnący prowadzone są na obrabiany przedmiot. układ czujników regulacji odległości znajduje się w głowicy tnącej i zabezpieczony jest osłoną. odstęp dyszy tnącej od powierzchni materiału jest podczas procesu wykrawania stały dzięki pojemnościowemu układowi regulacji odległości. głowica tnąca zamontowana jest na osi z, napędzanej własnym silnikiem za pośrednictwem paska zębatego. rys. 5. głowica tnąca, widok z przodu i z góry: 1 – śruba regulacyjna z podziałką, 2 – skala z z podziałką 1 mm, 3 – śruba regulacji ogniska, 4 – pierścień nastawczy z z podziałką 0,1 mm, 5 – sworzeń ustalający, 6 – śruba regulacyjna z podziałką, 7 – przyłącze wentylacji układu prowadzenia, 8 – górna cześć głowicy tnącej (pojemnik), 9 – zabezpieczenie położenia, 10 – dolna część głowicy tnącej, 11 – rurka przedmuchu powietrza, 12 – dysza fig. 5. a cutting head, a view from the front and the top: 1 – an adjusting screw with a scale, 2 – a z scale with 1mm scale, 3 – a focus adjusting screw, 4 – a z adjusting ring with a 0,1 mm scale, 5 – a fixed pin, 6 – an adjusting screw with a scale, 7 – a ventilation port of a supporting system, 8 – a top part of a cutting head (container), 9 – a protection of the foundation, 10 – a bottom part of a cutting head, 11 – an air blowthrough pipe, 12 – a nozzle układ sensorów nadzoru soczewki maszyny z laserem truflow 3030 wyposażone są standardowo w układ czujników do nadzoru soczewki. natężenie światła laserowego w głowicy tnącej nadzorowane jest za pomocą światłoczułych podzespołów. po wykryciu przez układ czujników zajarzenia się soczewki – zjawiska poprzedzającego jej rozpad termiczny – następuje wyłączenie maszyny. zapobiega to całkowitemu zniszczeniu soczewki. po zadziałaniu układu sensorów nadzoru soczewki należy sprawdzić, czy zostało ono spowodowane: 33przegląd spawalnictwa 7/2014 – tworzącą się energią rozkładu termicznego, – światłem procesu. jeżeli został zapoczątkowany proces rozkładu termicznego soczewki, należy ją wymienić. wymiana soczewki w terminie oszczędzi konieczności czyszczenia całego układu prowadzenia wiązki lasera, które zawsze jest wymagane po termicznym rozpadzie soczewki. zmieniacz palet urządzenie to służy do załadunku i rozładunku palet, znajdujących się podczas obróbki arkuszy w maszynie podstawowej. wymiana palet zajmuje w trulaser 3030 ok. 25 s. elementy zmieniacza palet przedstawiono na rysunku 6. rys. 6. elementy zmieniacza palet: 1(a) – paleta a, 1(b) – paleta b, 2 – agregat hydrauliczny, 3 – zawór dzielący przepływu, 4 – skrzynka z zaciskami, 5 – rama podnosząca, 6 – listwy podporowe, 7 – stopy zmieniacza palet z cylindrami hydraulicznymi, 8 – listwy zabierakowe palet [1] fig. 6. components of a pallet changer: 1(a) – an a pallet, 1(b) – a b pallet, 2 – a hydraulic unit, 3 – a dividing flow valve, 4 – a box with clamps, 5 – an elevating frame, 6 – supporting rails, 7 – feet of the pallet changer with hydraulic cylinders, 8 – dragline strips of pallets [18] cięcie strumieniem wodno-ściernym cięcie strumieniem wodno-ściernym pod wysokim ciśnieniem polega na wykorzystaniu skoncentrowanej energii strumienia wody pod wysokim ciśnieniem – ok. 4000 barów, który wraz z rozdrobnionym materiałem ściernym, z prędkością ponaddźwiękową, wycina wąski pasek materiału podlegającego cięciu. ciśnienie tego rzędu spowoduje wymuszenie przepływu wody przez dyszę wodną z otworem o typowej średnicy 0,18÷0,4 mm. powstaje w ten sposób struga wody o bardzo dużej szybkości i energii. średnica strumienia wody wynosi 0,2÷0,7 mm, a jej prędkość dochodzi do 1000 m/s. do cięcia wodą zostało zastosowane urządzenie water jet, które umożliwia wycinanie dowolnych, niczym nieograniczonych kształtów z szerokiej gamy materiałów: – stal (węglowa, stopowa, konstrukcyjna, gatunkowa, jakościowa, narzędziowa, trudnościeralna typu hardox, xar, pancerna, ocynkowana itp.), – stal nierdzewna, żaroodporna, itp., – blachy platerowane, – metale nieżelazne i ich stopy (aluminium, miedź, tytan, mosiądz itp.), – kamień naturalny (granit, marmur, konglomerat, piaskowiec itp.), – ceramika (płytki ceramiczne, gresowe itp.), – guma i tworzywa sztuczne:\, m.in. poliuretan, poliamid, glastherm itp., – materiały uszczelkowe i cierne, – szkło klejone, pancerne, warstwowe, walcowane itp., – płyty drewnopochodne [6, 7]. przykładowa maszyna do cięcia strumieniem wodno-ściernym centrum obróbcze jetmachining to precyzyjne narzędzie służące do wycinania skomplikowanych części płaskich z większości materiałów, bezpośrednio na podstawie rysunku cad lub pliku dxf. w tablicy ii przedstawiono dane techniczne centrum obróbczego. dokładność ruchu na całym przebiegu ± 0,076 mm powtarzalność ± 0,051 mm przy prostopadłości 0,051 mm/m przy prostoliniowości 0,076 mm/m luz max 0,018 mm wymiary maszyny obrys maszyny 3937 mm x 2388 mm wysokość maszyny 2998 mm waga (pusty zbiornik) 3,629 kg masa robocza (pełny zbiornik) 10,000 kg wielkość stołu / zasięg roboczy zasięg roboczy osi x-y 2540 x 1397 mm rozmiar stołu 3200 x 1650 mm maksymalne obciążenie stołu 1,200 kg/m podstawowe elementy centrum obróbczego jetmachining na system omax jetmachining (rys. 7) składają się cztery główne sekcje: – kontroler – maszyna omax jest sterowana za pomocą standardowego komputera pc z uruchomionym oprogramowaniem omax make. kontroler uruchamia i zatrzymuje pompę, włącza i wyłącza przepływ tablica ii. dane techniczne urządzenia omax 55100 table ii. technical data of omax 55100 equipment 34 przegląd spawalnictwa 7/2014 wody i ścierniwa oraz prowadzi strumień tnący po precyzyjnej ścieżce narzędzia, – wysokociśnieniowa pompa wodna – nadaje ciśnienie wodzie używanej przez dyszę tnącą maszyny omax, – precyzyjny stół x-y – składa się ze sztywnych osi z wózkami x i y, zamontowanych nad wielkim zbiornikiem zawierającym wodę, wyłapującym drobiny ścierniwa i fragmenty metalu pozostałe po cięciu. we wszystkich maszynach niezbędne jest powietrze pod ciśnieniem, które umożliwia działanie zaworu wł./wył. i zaworu ścierniwa. w modelach 55100 zainstalowany jest zbiornik ze sprężonym powietrzem, które jest wykorzystywane do pracy zaworów pneumatycznych i sterowania poziomem wody w zbiorniku, – system cięcia strumieniem ścierniwa – woda pod wysokim ciśnieniem przepływa w dyszy maszyny tnącej przez kryzę, by utworzyć wąski strumień, którego prędkość dochodzi do 760 m/s. strumień ten powoduje powstanie ssania, które wciąga powietrze i ścierniwo przez przewód zasilający. w skład systemu cięcia strumieniem ścierniwa wchodzi wysokociśnieniowa dysza i system zasilania granatem (pojemnik samozasypny). rys. 7. centrum obróbcze omax jetmachining, model 55100 fig. 7. the omax jetmachining processing centre, 55100 model wysokociśnieniowa pompa omax wysokociśnieniowa pompa omax (rys. 8 i 9) z regulacją prędkości obrotowej jest napędzaną elektrycznie z wału korbowego pompą z regulacją prędkości, wyporową, trójnurnikową, która dostarcza wody o wysokim ciśnieniu niezbędnej do pracy systemu jetmachining omax. zawiera kilka właściwości, które sprawiają, że jest tańsza w eksploatacji i utrzymaniu: – całość wody chłodzącej wykorzystywanej przez pompę jest poddawana recyrkulacji i ponownie używana, – pompa omax obejmuje własny układ pompy uzupełnienia wody i filtra, tak aby mogła być zasilana z niskociśnieniowego źródła wody, – cały wysokociśnieniowy zespół części mokrej może zostać zdemontowany jako całość przez wykręcenie jedynie ośmiu nakrętek, – wszystkie elementy pompy zaprojektowano pod kątem niskiego poziomu hałasu (ok. 72 db), – pompa omax pracuje przy niskim poziomie drgań, co oznacza ograniczenie zużycia jej elementów i przyległych połączeń. główne elementy napędu zespołu pompy obejmują napęd z regulacją częstotliwości, główny silnik elektryczny, napęd pasowy pomiędzy silnikiem a pompą wysokociśnieniową oraz napęd wysokociśnieniowej pompy z wału korbowego. elektroniczny vfd umożliwia ciągłe zmiany prędkości silnika elektrycznego, a zatem prędkości pompy przez zmianę częstotliwości zasilania elektrycznego głównego silnika. napęd o zmiennej częstotliwości to dostosowanie do niewielkich rozbieżności charakterystyki przepływu przez dyszę, brak udaru prądowego po rozruchu i wysokie współczynniki mocy, jak również oszczędność silnika w całym zakresie mocy użytecznej. pompa podająca odpowiada za cyrkulację wstępną wody przez zbiornik wody czystej oraz przewody chłodzące. przepływ ten powoduje upuszczenie wody gorącej ze zbiornika wody oraz z przewodów chłodzących przed uruchomieniem pompy wysokociśnieniowej. stosowanie wody schłodzonej powoduje wydłużenie żywotności uszczelek pompy wysokociśnieniowej. następnie woda ta jest recyrkulowana z powrotem do zbiornika wody czystej. rys. 8. pompa z otwartą górną pokrywą oraz zdjętym panelem przednim fig. 8. a pomp with an open top lid and a removed front panel rys. 9. pompa od góry z otwartą pokrywą wierzchnią fig. 9. a view on the pomp from the top with an opened top lidl 35przegląd spawalnictwa 7/2014 głowica głowica maxjet 5 (rys. 10), wykonana do stosowania w systemach omax jetmachining, jest pierwszą przemysłową głowicą do cięcia wodą ze ścierniwem, używaną również w obróbce precyzyjnej. trwała i dokładna maxjet 5 charakteryzuje się kryzą o trwałej i taniej konstrukcji, która zapobiega dostępowi do kryzy pod prąd cząsteczkom ścierniwa z przesuwającego się strumienia. osiągnięty w rezultacie strumień o wysokiej zwartości jest ściśle skupiony, żeby wytworzyć małe nacięcie z minimalnym wychłodzeniem, prążkami powierzchniowymi i stożkowatość. połączona z opatentowanym przez omax oprogramowaniem sterującym napędem maxjet 5 oferuje powtarzalną jakość cięcia wyższą od jakiejkolwiek głowicy na rynku. korzyści ze stosowania takiej głowicy: – solidny i oszczędny w eksploatacji zespół kryzy jest wykonany tak, aby zapobiegać powrotowi cząsteczek ścierniwa ze strumienia, w celu wydłużenia żywotności głowicy, – kryza i tuba miksująca jest zestrojona do prostych operacji, a konstrukcja miękkiego uszczelnienia pozwala na łatwy serwis, – czterocalowej długości tuba miksująca zapewnia maksymalną żywotność i wyższą jakość cięcia, – trwały otwór wlotowy cylindra głowicy charakteryzuje się wysoką wytrzymałością na zmęczenie i odpornością na zużywanie, – obudowa głowicy nie ma kontaktu ze ścierniwem lub wodą pod bardzo wysokim ciśnieniem, co skutkuje dużą żywotnością, – możliwe jest zamontowani diamentowej kryzy, – wszystkie części są tak wymiarowane, by zapewnić łatwe przeglądy i naprawy, – dokładne usytuowanie końcówek narzędziowych umożliwia zastosowanie wraz z oprzyrządowaniem głowicy uchylnej. rys. 10. głowica maxjet 5 fig. 10. the maxjet 5 head centrum obróbcze jest wyposażone również w mechanizm ruchomej głowicy tilt-a-jet (rys. 11), który stanowi ostatnią innowację omax, powstałą w trakcie kontynuowania badań nad bardziej dokładną obróbką przy użyciu strumienia wody. tilt-a-jet pozwala centrom obróbczym omax jetmachining osiągnąć rzeczywistą zerową stożkowatość przy obróbce większości materiałów. mechanizm głowicy tilt-a-jet może pozycjonować głowicę pod wyliczonym przez program kątem, żeby dokładnie wyeliminować stożkowanie powstające przy odchylaniu się strumienia wody i ścierniwa. stożkowanie nie znika, ale zostaje użyte do usuwania części materiału w taki sposób, aby pozostawić obrabiany element z idealnie prostopadłymi krawędziami. tilt-a-jet nie ma części zużywających się, nie wymaga żadnych przeglądów ani nie zużywa materiałów eksploatacyjnych. występuje mały dodatkowy pobór energii elektrycznej potrzebnej do serwomotorów, ale nieznaczny. nawet „wypionowanie osi z” (tzn. upewnianie się, że oś z jest dokładnie prostopadła do powierzchni listew, jeżeli nawet ulegała wstrząsom) wykonywane jest przez 15 s z poziomu programu po uruchomieniu funkcji „square z-axis”. rys. 11. głowica tilt-a-jet fig. 11. the tilt-a-jet head badanie własne badania przeprowadzono na specjalnie zaprojektowanym elemencie, wykonanym ze stali konstrukcyjnej niskowęglowej, którego zarys przedstawiono na rysunku 12. wymiary gabarytowe detalu wynoszą 100 x 50 mm. w celu lepszego określenia aspektów technologicznych jeden róg przedmiotu zaokrąglono promieniem r10, a także zastosowano 3 rodzaje typowych otworów: ø 4, ø 30 oraz prostokątny 40 x 10. materiał, jaki wykorzystano, to stal konstrukcyjna s235jr wg en10027-1 dostępna grubość 3, 6, 10 i 12 mm. element został wykonany na wykrawarce laserowej niemieckiej firmy trumpf (obróbka fotonowa) i amerykańskim centrum obróbczym omax (obróbka wodno-ścierna). rys. 12. badany element fig. 12. an examined element 36 przegląd spawalnictwa 7/2014 porównanie parametrów technologicznych cięcia cięcie strugą wodno-ścierną ma pięć wariantów jakości do wyboru. wariant pierwszy jest wariantem najszybszym, lecz co za tym idzie, jakość cięcia jest najgorsza. natomiast wariant piąty pozwala uzyskać najwyższą jakość cięcia kosztem prędkości. wykrawarka laserowa ma parametry technologiczne do cięcia jakościowego standardowych materiałów takich jak s235, 0h18n9 czy pa11. zła powierzchnia blachy, np. zendra, ślady korozji, zmusza operatorów do modyfikacji tych parametrów w celu uzyskania jak najlepszej jakości i prędkości cięcia. podczas cięcia wycinarką wodną nie ma znaczenia powierzchnia blachy ani ewentualne zanieczyszczenia składu chemicznego. zobrazowanie jakości cięcia przedstawiono na rysunku 13. w tablicy iii porównano prędkość cięcia i czas obróbki dla poszczególnych grubości materiałów w obu tych metodach. rys. 13. zobrazowanie jakości cięcia, 1 – najgorsza, 5 – najlepsza jakość fig. 13. illustration of a cutting quality, 1 – the worst, 5 – the best grubość mm średnia prędkość cięcia, mm/min czas, s laser woda laser woda jakość 1 jakość 5 jakość 1 jakość 5 3 3600 663 291 11 68 142 6 2200 381 175 26 111 232 10 1300 227 102 54 180 390 12 900 175 81 48 232 492 tablica iii. wartości prędkości cięcia i czasu dla poszczególnych grubości table iii. the values of the cutting speed and the time for particular thickness z parametrów tych wynika, że wykrawarka laserowa wycina ponad pięć razy szybciej niż centrum obróbcze omax w jakości pierwszej, czyli najszybszej. jak pokazano na rysunku 14, powierzchnia elementu ciętego na maszynie trumpf jest nieco gorsza niż pierwsza jakość cięcia na wykrawarce wodno-ściernej. wynika to z ograniczenia mocy jaką dysponuje ten typ wykrawarki laserowej. jakość piąta wycinanego elementu strugą wodno-ścierną jest znacznie lepsza niż ciętego na wykrawarce laserowej, ale za to czas cięcia był ponad 12 razy dłuższy. w przypadku blach o grubości poniżej 10 mm, jakość elementu wycinanego na urządzeniu trumpf już nie odbiega, a nawet jest lepsza niż jakość pierwsza elementu ciętego na wykrawarce wodno-ściernej. element cięty technologią laserową z grubości 12 mm został wycięty w krótszym czasie niż z grubości 10 mm, chociaż średnia prędkość cięcia jest niższa. wynika to z tego, że otwór φ4 został tylko wygrawerowany, gdyż przy mocy lasera 2000 w program obsługujący wycinarkę automatycznie potraktował ten obrys jako za mały do wycięcia przy tej mocy maszyny. koszty całkowity koszt zakupu maszyny wraz z oprogramowaniem i szkoleniem pracowników porównano w tablicy iv. rys. 14. element z grubości 12 mm i jego krawędzie: a) cięty wykrawarką laserową, b) cięty strugą wodno-ścierną, b1) jakość 1, b2) jakość 5 fig. 14. a 12 mm thick element and its edges: a) cut by a laser puncher, b) cut by a water-abrasive jet, b1) quality 1, b2) quality 5 a) b) b1) b2) 37przegląd spawalnictwa 7/2014 maszyna trumpf l3030 omax 55100 całkowita wartość sprzedaży, € 465 000 202 250 tablica iv. całkowite koszty wybranych obrabiarek table iv. total costs of chosen machine tools technologia jakość grubość blachy, mm cena netto za szt., zł cięcie laserem – 3 1,77 6 4,16 10 8,71 12 7,74 cięcie wodą 1 3 5,60 5 11,80 1 6 9,3 5 19,30 1 10 15,10 5 32,6 1 12 19,30 5 41,20 tablica v. ceny wyciętych elementów dla różnych technologii wykonania table v. prices of cut elements for different operating technologies koszty wyciętych elementów pozyskane z działów handlowych przedstawiono w tablicy v. zapytanie ofertowe zostało złożone do firm posiadających maszyny opisane powyżej, przy założeniu wykonania małej serii 4 szt. w tablicy vi porównano ilości wyciętych elementów z poszczególnych grubości blachy w ciągu 1 h cięcia i ich wartości oraz ilości wykonanych elementów za sumę równą wartości zakupu maszyn. jeżeli przyjąć cenę za 1 szt. wykonanego elementu jako zysk, to ilość dni potrzebnych do spłacenia maszyny jest porównywalna. natomiast ilość części wyciętych np. z grubości 12 mm, gdzie jakość powierzchni – przy cięciu strugą wodno-ścierną w jakości pierwszej – jest porównywalna, wynosi jak 5:1 na korzyść wykrawarki laserowej. wymiary wyniki pomiarów oraz analizę zgodności wymiarowej zgodnej z 14 klasą dokładności elementów (wykonanych w odchyłce h(h), czyli w głąb materiału) wyciętych technologiami cięcia laserem i strumieniem wodno-ściernym przedstawiono w tablicach vii i viii. w budowie maszyn przyjmuje się, że wymiary nietolerowane mają klasę dokładności wykonania it14. wszystkie wymiary wyciętych próbek, poza jednym (przy grubości 12 mm wymiar 10 mm), spełniają wymagania tej klasy. podczas zetknięcia się promienia laserowego z materiałem wytwarza się ciepło (producent zakłada, że minimalna średnica wycinanego otworu, powinna być większa lub równa grubości ciętego materiału). rozgrzany, podczas przebijania, materiał wpływa na ostateczny wymiar wycinanego otworu. technologia jakość grubość blachy mm cena netto za szt., zł czas s liczba detali wykonanych w ciągu 1 h wartość wykonanych detali w ciągu 1 h liczba wykonanych detali za sumę równą cenie zakupu maszyny liczba dni potrzebnych do wycięcia detali za sumę równą cenie zakupu maszyny cięcie laserem – 3 1,77 11 327 579,27 1 035 426 132 6 4,16 26 138 576,00 440 554 133 10 8,71 54 67 580,67 210 414 132 12 7,74 48 75 580,50 236 784 132 cięcie wodą 1 3 5,6 68 53 296,47 142 344 112 5 11,8 142 25 299,15 67 553 111 1 6 9,3 111 32 301,62 85 713 110 5 19,3 232 16 299,48 41 302 111 1 10 15,1 180 20 302,00 52 790 110 5 32,6 390 9 300,92 24 452 110 1 12 19,3 232 16 299,48 41 302 111 5 41,2 492 7 301,46 19 348 110 tablica vi. porównanie cen, czasów cięcia i liczby wyciętych detali z poszczególnych grubości blach table vi. a comparison of prices, times of cutting and the number of cut details from particular thickness of metal sheets 38 przegląd spawalnictwa 7/2014 tablica vii. wyniki pomiarów elementu wyciętego przy wykorzystaniu maszyny omax 55100 – analiza zgodności, cięte w jakości 1 table vii. the results of measurements of a cut element by the omax 55100 machine – an analysis of compatibility, cut in quality 1 wymiar nominalny gr. 3 mm gr. 6 mm gr. 10 mm gr. 12 mm wymiar żądany mm pole tolerancji*) wymiar zmierzony mm odchyłka rzeczywista mm wymiar zmierzony mm odchyłka rzeczywista mm wymiar zmierzony mm odchyłka rzeczywista mm wymiar zmierzony mm odchyłka rzeczywista, mm 100 +0 99,95 0,05 100 0 99,95 0,05 99,9 0,1 -0,87 50 +0 49,85 0,15 50 0 49,9 0,1 49,95 0,05 -0,62 ø4 +0,3 4,3 0,3 4,25 0,25 4,2 0,2 4,2 0,2 -0 ø30 +0,52 29,8 0,2 29,9 0,1 29,9 0,1 29,85 0,15 -0 40 +0,62 40,3 0,3 40,15 0,15 40,1 0,1 40,15 0,15 -0 10 +0,36 10 0 9,95 0,05 9,9 0,1 10,05 0,05 -0 *) zgodna z 14. klasą dokładności *) complied with the 14th class of precision wymiar nominalny gr. 3 mm gr. 6 mm gr. 10 mm gr. 12 mm wymiar żądany mm pole tolerancji*) wymiar zmierzony mm odchyłka rzeczywista mm wymiar zmierzony mm odchyłka rzeczywista mm wymiar zmierzony mm odchyłka rzeczywista mm wymiar zmierzony mm odchyłka rzeczywista mm 100 +0 100,05 0,05 99,95 0,05 100 0 100 0 -0,87 50 +0 50,05 0,05 49,9 0,1 49,9 0,1 49,9 0,1 -0,62 ø4 +0,3 3,85 0,15 4,05 0,05 4,1 0,1 – – -0 ø30 +0,52 29,95 0,05 30,05 0,05 29,85 0,15 29,75 0,25 -0 40 +0,62 39,95 0,05 40,05 0,05 40,1 0,1 39,8 0,2 -0 10 +0,36 9,95 0,05 10,1 0,1 10 0 10,4 0,4 -0 *) zgodna z 14. klasą dokładności *) complied with the 14th class of precision tablica viii. wyniki pomiarów elementu wyciętego przy wykorzystaniu maszyny trulaser table viii. the results of measurements of a cut element by the trulaser 3030 machine 39przegląd spawalnictwa 7/2014 podsumowanie z przeprowadzonych badań i analizy próbek wyciętych laserem i metodą wodno-ścierną wynika, że: – elementy cięte wykrawarką laserową mają stosunkowo niską cenę w porównaniu z elementami ciętymi strumieniem wodno-ściernym, – koszt zakupu wykrawarki laserowej jest około dwa razy większy niż wykrawarki wodno ściernej, chociaż koszt zakupu obydwu zwraca się w podobnym okresie użytkowania, – wydajność lasera pozwala na wycięcie pięć razy więcej elementów w tym samym czasie niż urządzenie do cięcia strugą wodno-ścierną, – jakość wyciętych próbek pod względem chropowatości powierzchni i wymiarów geometrycznych jest porównywalna w obu metodach, – ze względu na moc lasera istnieje ograniczenie co do grubości ciętych materiałów; urządzenie do cięcia strugą wodno-ścierną również ma takie ograniczenia, ale przy obecnych pompach różnica ta wynosi odpowiednio: trumpf – 12 mm, omax – 200 mm, – obrabiarki wodno-ścierne mogą przecinać takie materiały jak szkło, kamień, gąbkę czy gumę; niestety obróbka laserowa nie nadaje się do obróbki tych materiałów. o wyborze jednej z omawianych metod decydować będą oczekiwania co do rodzaju materiału oraz koszt wykonania elementu, uwzględniający zarówno cenę wycinania przedmiotu, jak i jego dalszą obróbkę. cięcie strumieniem wodno-ściernym jest niezastąpione przy cięciu grubych blach, czyli tam, gdzie kończą się możliwości cięcia laserowego (ograniczone mocą współczesnych laserów przemysłowych). można więc stwierdzić, że decyzja o wyborze technologii należy do trudnych. musi być średnią ważoną oczekiwań dotyczących jakości oraz wielu innych czynników, mających wpływ na funkcjonowanie elementu w zespole części, z którymi będzie współpracował. należy wziąć pod uwagę także cenę elementu i koszty dalszej, wymaganej obróbki, która pozostaje w ścisłym związku z przyjętą technologią. literatura [1] aichele g., nickenig l.: laserstrahlschneiden – laserprinzip und arbeitweisen gebrauchlicher schneidlaser. der praktiker, 2013, t. 55, nr 8, s. 230-235. [2] chaskin v. ju., lukasenko a.g.: cięcie korpusów pił tarczowych z zastosowaniem wiązki lasera co2. avtomat. svarka. 2005, nr 2, s. 47-49. [3] vanschen w.: vom autogen brennschneiden bis zum elektronenstrahlbohren – laserstrahlschweissen. praktiker schweissen und schneiden. 1994, t. 46, nr 5, s. 236-246. [4] franke j., schulz w, herzinger g: abbrandstabilisiertes laserstrahlbrennschneiden – ein neues verfahren. schweissen und schneiden. 1993, t. 45, nr 9, s. 490-493. [5] mirski z., granat k., sapijaszko g.: cięcie laserem molekularnym co2 blach elektrotechnicznych. przegląd spawalnictwa. 2003, nr 8-10, s. 139-141. [6] andersen c.b.: abrasive water jet cutting at how water pressure. applications in the offshore industry. riv. ital. 1993, nr 2, s. 151-154. [7] louis h., pude f., rad c. i in.: abrasive water suspension jet technology fundamentals, application and developments. weld. world. 2007, t. 51, nr 9-10, s. 11-16. przegląd spawalnictwa uruchomił możliwość wolnego dostępu do pełnych treści artykułów w ramach open access library. artykuły w języku angielskim w formacie pdf zamieszczane są na stronie internetowej redakcji: www.pspaw.pl. autorów zainteresowanych publikacją w open access library prosimy o przesyłanie artykułów w języku polskim i angielskim. w miesięczniku nastąpi publikacja w języku polskim, a tekst w języku angielskim zostanie zamieszczony na stronie internetowej. przegląd spawalnictwa welding technology review open access library 201106 29przegląd spawalnictwa 6/2011 wstęp spawalnictwo. jest. jedną. z. podstawowych. metod. wytwarzania..różnorodne.konstrukcje.spajane.znajdują.zastosowanie.w.każdej.dziedzinie.życia,.począwszy. od.części.elektronicznych.o.mikrometrycznych.rozmiarach,.aż.do.wielkogabarytowych.konstrukcji.lądowych.. metody.spajania,.oprócz.łączenia.materiałów.technicznych.znajdują.również.inne.zastosowanie.np..podczas. modyfikacji.oraz.regeneracji.powierzchni.różnorodnych. części.maszyn..w.obecnej.sytuacji.gospodarczo-ekonomicznej,.w.świetle.stale.rosnących.kosztów.wytwarzania. oraz. drożejących. materiałów. konstrukcyjnych. stosowanych. do. budowy. specjalistycznych. maszyn.. i.urządzeń,.można.zauważyć.wyraźne.zainteresowanie. przemysłu.odtwarzaniem.właściwości.użytkowych.drogich.części.maszyn..odtwarzanie.właściwości.eksploatacyjnych.części.maszyn.stało.się.już.właściwie.nową. ważną.gałęzią.przemysłu,.a.zakresem.działania.sięga. od. prostych. napraw. aż. po. złożone. technologicznie.. i.proceduralnie.procesy.remanufacturingu.. w.remanufacturingu.stosuje.się.wiele.metod.modyfikacji.powierzchni,.a.metody.spawalnicze.i.pokrewne. stanowią.znaczny.procent.ich.zastosowań.. remanufacturing. ma. szerokie. znaczenie. i. jest. złożonym. procesem. technologicznym. służącym. do. kompleksowego.odtworzenia.właściwości.użytkowych. przedmiotów. technicznych. z. jednoczesnym. formalnym.potwierdzeniem.przydatności.użytkowej..czasem. może.umożliwiać.uzyskanie.nawet.lepszych.właściwości.eksploatacyjnych.przedmiotu.niż.te.sprzed.procesu. odtwarzania. stosowanie. remanufacturingu. powoduje. m.in.. oszczędność.ok..80%.energii.zużywanej.na.wyprodukowanie.nowego.przedmiotu.. charakterystyka remanufacturingu w.ostatnich.latach.w.literaturze.technicznej.remanufacturing. jest. dość. popularnym. tematem,. jednak.. z.jego.precyzyjnym.zdefiniowaniem.wciąż.są.kłopoty.. z.jednej.strony.jest.to.wynikiem.trudności.precyzyjnego.tłumaczenia.z.języka.angielskiego,.z.drugiej,.funkcjonowania.w.nomenklaturze.wielu.bliskoznacznych. terminów. oraz. elastyczności. samego. procesu. pod. względem. stosowania. i. uzyskiwanych. rezultatów... z. remanufacturingiem. kojarzą. się. takie. słowa. jak:. reperacja,.regeneracja,.recykling,.odnowa,.naprawa. itp.. każde. z. tych. określeń. jest. jego. tłumaczeniem,.. ale.żadne.nie.oddaje.jego.istoty.. tomasz.chmielewski. dariusz.golański. znaczenie spawalnictwa w procesie remanufacturingu the role of welding engineering  in the remanufacturing dr inż. tomasz chmielewski, dr hab. inż. dariusz golański –.politechnika.warszawska. streszczenie w. artykule. przedstawiono. charakterystykę. procesu. remanufacturingu. oraz. uwarunkowania. ekonomiczne.. i.techniczne.stosowania.tych.metod.przywracania.części. do.użytkowania..omówiono.również.zastosowanie.metod. spawalniczych.do.wykonywania.powłok.o.charakterze.naprawczym. abstract the.article.presents.the.characteristics.of.the.remanufacturing. process,. economic. conditions. and. technical. application. of. these. methods. of. regeneration. parts. for. use..it.presents.also.the.use.of.welding.methods.for.repair. coatings.. 30 przegląd spawalnictwa 6/2011 remanufacturing. oznacza. proces. technologiczny. przywrócenia.eksploatowanego.produktu.do.stanu.co. najmniej.takiego,.jaki.zawiera.specyfikacja.oryginalnego.produktu.(z.punktu.widzenia.klienta),.oraz.nadający. temu.produktowi.formalną.gwarancję,.która.jest.co.najmniej.taka.jak.dla.przedmiotu.nominalnego.[1]. jest. to. proces. technologiczny,. dzięki. któremu. produkt. przywracany. jest. ze. stanu. nieużyteczności. do.stanu.o.jakości.co.najmniej.nominalnej..najczęściej. dotyczy. przypadków. zużycia. części. maszyn.. w. sposób. przewidywany. na. etapie. projektowania. oraz. właściwy. dla. warunków. eksploatacji,. rzadziej. dotyczy. niespodziewanej. awarii.. obecnie.. w.wielu.przypadkach.projektowania.drogich.maszyn.. i.ich.części.składowych.uwzględnia.się.ich.działanie. w.przyszłości,.a.nawet.przygotowuje.gotowe.procedury..im.bardziej.złożony.i.skomplikowany.technicznie.jest.wyrób,.tym.więcej.korzyści.przynosi.jego.odnowa. (koszty. wytworzenia. są. wielokrotnie. większe. niż. odnowa).. choć. każdy. przypadek. odtworzenia. części.maszyn.jest.traktowany.indywidualnie,.można. wyróżnić.sześć.głównych.etapów.procesu.technologicznego.(rys..1). w.literaturze.funkcjonuje.wiele.definicji.remanufacturingu..w.pierwszym.opublikowanym.raporcie.na.ten. temat.lund.opisuje.go.jako.„... proces przemysłowy, w którym zużyte produkty są przywracane do stanu użyteczności poprzez szereg procesów przemysłowych, począwszy od demontażu poprzez czyszczenie, naprawę i testowanie. następnie elementy są ponownie montowane w maszynie z której zostały wymontowane. remanufacturing prowadzi do uzyskania przez odtworzenie jednostki równoważnej, a czasem nawet o wyższej wydajności i trwałości w stosunku do pierwotnego nowego produktu”.[2]..w.tablicy.i.pokazano.porównanie. przebiegu.klasycznej.naprawy.i.remanufacturingu. metoda. ta. jest. połączeniem. 3r. (reduce. –. redukcji; reuse.–.ponownego.użycia;.recycle.–.recyklingu).. w.xxi.wieku.nazwa.ta.nabiera.coraz.większego.znaczenia.. w. większości. wiodących. gospodarek. światowych. rola. remanufacturingu. jest. postrzegana. jako. bardzo. istotna..podkreślił.to.prezydent.bush..który.powiedział,. że.we.współpracy.z.odpowiednimi.organizacjami.międzynarodowymi.należy:.zmniejszyć.ilość.odpadów,.ponownie.wykorzystywać.zasoby.i.surowce.oraz.zmniejszyć.bariery.dla.międzynarodowego.przepływu.towarów,. materiałów.i.technologii.recyklingu.i.remanufacturingu. potwierdzeniem. zainteresowania. remanufacturingiem.liderów.światowej.gospodarki.jest.również.powołanie.do.życia.narodowego.kluczowego.laboratorium. remanufacturingu. (ang.. national key laboratory of remanufacturing).w.chinach.w.pekinie,.które.pracuje. na.potrzeby.wojska.i.przemysłu.cywilnego. ekonomiczne i środowiskowe uwarunkowania procesu według.stowarzyszenia.automotive parts remanufacturers.produkty.odzyskiwane.zachowują.równoważność.400x109.btu.(1.btu.=.1055.j).energii.rocznie.. remanufacturing.statystycznego.produktu.oszczędza. ok.. 80%. energii,. która. zostałaby. wykorzystana. do. produkcji.nowej.części,. jest.zatem.narzędziem,.które. może.posłużyć.do.zmniejszenia.nadmiernej.emisji.gazów.cieplarnianych..każdy.zużyty.milion.btu.energii. emituje. 140. kg. co2.. tak. więc. oszczędność. energii. 400x109.btu/r..pozwala.zmniejszyć.emisję.dwutlenku. węgla.co2.o.28.000.t.rocznie..remanufacturing.stosowany.szerzej.niż.obecnie.w.przemyśle.mógłby.wnieść. istotne. oszczędności. energii. i. zmniejszyć. znacząco. emisję.gazów.cieplarnianych.. emisja.gazów.cieplarnianych.(ghge.–.green house gas emission).wynika.z.różnych.działań.podczas. rys. 1..przebieg.procesu.remanufacturingu fig. 1. the.scheme.of.remanufacturing.process tablica i..naprawa.–.remanufacturing,.porównanie.procesów.i.charakterystyki.produktów.[2] table i..repair.–.remanufacturing,.process.comparison.and.product. characterization remanufacturing naprawa proces produkt.używany produkt.wadliwy całkowity.demontaż.maszyny wykrywanie.uszkodzenia czyszczenie.części demontaż.wadliwych.części regeneracja.części.lub.uzupełnienie.przez.nową.część przywrócenie.lub.wymiana. uszkodzonej.części montaż.części montaż.części produkt.zregenerowany produkt.zreperowany właściwości. proces.przemysłowy proces.jednostkowy przywrócenie.właściwości. nowego.produktu indywidualna.naprawa klient.otrzymuje.własny. lub.równoważny.produkt klient.otrzymuje. własny.produkt produkt.posiada.gwarancję. użyteczności gwarancja.pokrywa. tylko.zakres.reperacji zmodernizowany. do.współczesnej.technologii produkt.utrzymuje. wcześniejszy.standard 31przegląd spawalnictwa 6/2011 produkcji.materiału..zawartość.ghge.została.ustalona. jako.iloczyn.współczynnika.emisji.i.masy.materiału.zużytego.w.nowej.produkcji.i.regeneracji.[3]..obliczono. ją.dla.następujących.materiałów:.stal.–.1,08.kg.co2,. aluminium.–.5,5.kg.co2,.żeliwo.1,08.kg.co2,.miedź. –.7.kg.co2,.tworzywa.sztuczne.–.2,45.kg.co2..podane. wskaźniki. zostały. obliczone. na. podstawie. badań.. w. usa. oraz. rynku. energii,. który. różni. się. w. innych. krajach.. ilość. ghge. wygenerowana. podczas. recyklingu.typowego.samochodu.o.masie.1150.kg.to.147. kg.co2..na.rysunku.2.przedstawiono.wyniki.emisji.gazów.cieplarnianych.z.4.procesów:.produkcji.z.nowych. materiałów.–.22,7.kg.co2,.remanufacturingu.–.2,58.kg. co2,. nowej. produkcji. z. materiału. wtórnego. –. 1,2. kg. co2. oraz. regeneracji. z. użyciem. surowców. wtórnych. –.0,43.kg.co2.. podczas.realizacji.procesu.produkcyjnego.powstają. odpady,.których.średnia.masa.wynosi.30%.masy.wyprodukowanych.części..w.przypadku.remanufacturingu.odpady.stanowią.znikomy.procent.masy.produktu. przywróconego.do.użytkowania. badania. przeprowadzone. przez. instytut. fraunhofera. w. stuttgarcie. wykazały,. że. w. ujęciu. globalnym. rocznie. energia. zaoszczędzona. dzięki. procesowi. remanufacturingu. równa. jest. w. przybliżeniu. energii.wytworzonej.przez.pięć.elektrowni.jądrowych.lub.. 10.774.000.baryłek.ropy.naftowej,.która.odpowiada.flocie.233.tankowców.[4].. remanufacturing.to.ciągle.rosnący.rynek..badania. dowodzą,. że. firmy. zaangażowane. w. tym. przemyśle. wykazują.znaczny.wzrost.i.zyski.nawet.w.czasach.spowolnienia.gospodarczego..według.raportu.an.american. resource.w.usa.w.branży.remanufacturingu.w.2003.r.. 70.000.firm.zatrudniało.480.000.pracowników.i.generowało.roczne.obroty.na.poziomie.53.mld.dolarów.[3]. różnorodność. produktów. i. osób. korzystających.. z. tej. branży. jest. ogromna.. zachowanie. przemysłu.. i.konsumentów.potwierdza.walory.ekonomiczne.i.środowiskowe.odtwarzania.właściwości.użytkowych.przedmiotów.technicznych,.które.wcześniej.były.złomowane..nawet.środowiska.zielonych.wspierają.koncepcję. remanufacturingu. uwarunkowania techniczne stosowania procesu każda.część,.nawet.zaprojektowana.i.wyprodukowana.z.najlepszego.materiału,.kiedyś.ulegnie.zużyciu. powierzchnie. robocze. najczęściej. zużywają. się.. w.wyniku.wzajemnego.oddziaływania:.procesów.tarcia,. obciążenia.udarowego,.podwyższonej.i.wysokiej.temperatury.oraz.korozji. najprostszym. wskaźnikiem. zużycia. jest. ubytek. masy. materiału. warstwy. wierzchniej. (roboczej),. wynikający. głównie. z. odkształcenia. plastycznego,. tarcia,.korozji.oraz.pękania..z.badań.prowadzonych.nad. zużyciem. części. maszyn. wynika,. że. ok.. 50%. ulega. zużyciu. ściernemu,. 15%. adhezyjnemu,. 8%. –. erozji,.. 8%.–.frettingowi,.5%.–.korozji,.a.14%.–.łącznemu.oddziaływaniu.korozji,.erozji.i.ścierania.[5]. zastosowanie spawalnictwa w remanufacturingu metody.spawalnicze.i.pokrewne.znajdują.szerokie. zastosowanie. w. tym. procesie,. najczęściej. w. takich. przemysłach,. jak:. przemysł. wydobywczy,. przemysł. petrochemiczny,.transport.szynowy,.przetwórstwo.tworzyw. sztucznych,. transport. samochodowy,. lotnictwo,. budownictwo. maszyn. przemysłowych,. energetyka,. hutnictwo.szkła. w.zasadzie.wszystkie.metody.spawalnicze.znajdują.zastosowanie.w.remanufacturingu.–.od.napawania. elektrodą. otuloną. przez. napawanie. laserem,. aż. po. metody. natryskiwania. cieplnego.. jako. materiały. powłokowe.stosowane.są.wszystkie.spawalne.stopy. metali,. kompozyty. metalowo-ceramiczne,. ceramika.. i. fazy. międzymetaliczne. oraz. materiały. powłokowe. wytwarzane in situ.[6]..w.tablicy.ii.przedstawiono.stosowane.w.remanufacturingu.metody.spawalnicze.na. tle.innych.metod.mechanicznych.. na.rysunkach.przedstawiono.przykłady.napawania. będącego.pośrednim.etapem.odtworzenia.właściwości. użytkowych.części.maszyn..na.rysunku.3.i.4.pokazano. widok.zewnętrzny.oraz.mikrostrukturę.napoiny.wykonanej. metodą. napawania. mikroplazmowego. na. powierzchni.roboczej.formy.stosowanej.w.przetwórstwie. tworzyw. sztucznych.. rysunek. 5. przedstawia. widok. podczas.napawania.i.po.obróbce.mechanicznej.napawanego.metodą.tig.łożyska.ślizgowego.prasy. przedstawione.przykłady.świadczą.o.dużej.roli,.jaką. procesy.spawalnicze.odgrywają.w.procesie.odtwarzania. zniszczonych.czy.zużytych.powierzchni..przy.znacznie. niższych.kosztach.procesy.napawania.czy.natryskiwania. zapewniają. często. kilkakrotnie. dłuższą. trwałość. zmodyfikowanych.części.maszyn.i.narzędzi.w.porównaniu.. z.nowymi.wyrobami..duża.różnorodność.spawalniczych. metod.regeneracji.powierzchni.zapewnia.możliwość.doboru.właściwego.procesu.praktycznie.niemal.w.każdym. obszarze.zastosowań.remanufacturingu. rys. 2. wielkość.emisji.gazów.cieplarnianych.[3] fig. 2. the.emission.of.greenhouse.gases.{3} 32 przegląd spawalnictwa 6/2011 podsumowanie remanufacturing. jako. proces. technologiczny. ma. w. przemyśle. szerokie. i. głęboko. uzasadnione. zastosowanie..kluczowe.dla.tego.procesu.są.spawalnicze.i.pokrewne.metody.wykonywania.powłok.. o. charakterze. odtwórczym. i. modyfikacyjnym.. metody.te.są.systematycznie.rozwijane.nie.tylko.pod. kątem. łączenia. materiałów. konstrukcyjnych,. ale. również.w.zakresie.odtwarzania.właściwości.użytkowych. części. maszyn.. perspektywa. rozwoju. remanufacturingu.w.najbliższym.czasie. jest. również. sygnałem. dla. branży. spawalniczej,. otwierającym. nowe.rynki.i.stawiającym.nowe.wyzwania. literatura [1]. winifred. l.. ijomah,. steve. childe,. chris. mcmahon:. remanufacturing:.a. key. strategy. for. sustainable. development.. department.of.mechanical.engineering,.university.of.bath,. bath,.united.kingdom..department.of.computer,.communication. and. electronic. engineering,. university. of. plymouth,. plymouth,.united.kingdom. [2]. lund.r,.hauser.w.:.report:.an.american.resource..boston. uniwersity;.boston,.2003. [3]. kim.h,.severengiz.s,.skerlos.s,.seliger.g.:.economic.and. environmental.assessment.of.remanufacturing.in.the.automotive.industry..15th.cirp.international.conference.on.life. cycle.engineering,.2008. [4]. steinhilper.r.:.remanufacturing.the.ultimate.form.of.recycling..fraunhofer.irb.verlag,.1998. [5]. madej.e,.wrotkowski.j.:.regeneracja.części.spawaniem.i.napawaniem..wydawnictwa.naukowo-techniczne;.warszawa,. 1973. [6]. chmielewski.t.,.golański.d.:.the.new.method.of.in-situ.fabrication.of.protective.coatings.based.on.feal.intermetallic. compounds..przyjęte.do.druku.w.journal.of.engineering.manufacture,.2011. tablica ii..porównanie.metod.spawalniczych.stosowanych.w.remanufacturingu.z.innymi.metodami.mechanicznymi table ii..comparison.of.welding.methods.used.in.remanufacturing.together.with.other.mechanical.methods metody.mechaniczne metody.spawalnicze obróbka.wymiarowa,.tulejowanie,.spęczanie, wkładki.regeneracyjne,.prostowanie,.obróbka.nagniataniem natryskiwanie.. cieplne napawanie metody.statyczne metody.dynamiczne gazowe,.łukowe,. plazmowe,.detonacyjne,.laserowe łukowe: mma,.gta,.gma,.saw,. fcaw,.mcaw,. plazmowe,.laserowe,.wiązka. elektronów naporowo.–toczne ślizgowe nagniatanie. skoncentrowanym. źródłem.energii nagniatanie. rozproszonym. źródłem.energii krążkowanie rolkowanie kulkowanie . przetłaczanie diamentowanie młotkowanie śrutowanie rys. 3..napoina.mikroplazmowa.wykonana.na.powierzchni.roboczej. formy.stosowanej.w.przetwórstwie.tworzyw.sztucznych fig. 3..the.picture.of.a.microplasma.hardface.produced.on.the.working.surface.of.a.mold.used.for.plastics.processing rys. 4.. mikrostruktura. napoiny. mikroplazmowej. wykonanej. na. powierzchni. roboczej. formy. stosowanej. w. przetwórstwie. tworzyw. sztucznych fig. 4..the.microstructure.of.a.microplasma.hardface.produced.on. the.working.surface.of.a.mold.used.for.plastics.processing rys. 5..łożysko.ślizgowe.prasy.na.etapie.napawania.metodą.tig. oraz.po.obrobieniu.mechanicznym.na.wymiar.nominalny fig. 5..the.picture.of.a.press.plain.bearing.hardfaced.by.tig.and. after.mechanical.treatment ps 5 2017 www 1 50 przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 wpływ parametrów w metodzie tig  na odkształcenia kątowe stali x5crni18-10 influence of parameters made by tig method on the angular deformation of the x5crni18-10 steel dr inż. robert bęczkowski – politechnika częstochowska.  autor korespondencyjny/corresponding author: rbeczkowski@spaw.pcz.pl streszczenie w pracy przedstawiono zagadnienie wpływu nastaw natężenia prądu spawania oraz odległości elektrody od materiału rodzimego na wielkość kątowych odkształceń próbek przetapianych metodą tig. do tego celu wykorzystywano metody planowania eksperymentu. prace doświadczalne przeprowadzono dla materiału gatunku x5crni18-10. dokonano analizy zmian odkształcenia próbki w zależności od nastaw natężenia prądu spawania w zakresie od 100 do 200 a oraz zmiany odległości elektrody od przedmiotu spawanego w zakresie od 2 do 4 mm. do prób technologicznych wykorzystano automatyczny przesuw uchwytu poprzez zastosowanie głowicy do mechanizacji spawania. przygotowane próbki zostały poddane precyzyjnym pomiarom współrzędnościowym, celem określenia odkształceń kątowych. słowa kluczowe: tig; odkształcenia; parametry; elektroda abstract the paper presents the problem of the influence of the current setting and the distance between the electrode and the object welded by tig method on the corresponding changes the angular deformation of the element. design of the experiment method was used. experimental test were performed for material grade x5crni18-10. the analysis of the changes in specimen deformation based on the current setting in the range from 100 to 200 a and the change of the distance between the electrode and the welded object in the range from 2 to 4 mm was made. automatic travelling of the gun by using the head for welding mechanization was used to perform technological tests. prepared specimen were subjected to precise coordinate measurement to determine the angular deformation. keywords: tig; deformation; parameters; electrode  wstęp analizując warunki technologiczne mogące mieć wpływ na własności geometryczne, można wyróżnić kilka czynników, które będą determinowały odkształcenia elementów po procesie spawania. przy wytwarzaniu konstrukcji stalowych próbowano znaleźć i zidentyfikować wszystkie aspekty, które mają wpływ na proces wytworzenia spoiny lub napoiny, a w konsekwencji efekt wytworzenia elementu. literatura [1,2] dotycząca przygotowania złączy zawiera szereg uporządkowanych sposobów przygotowania elementów do spawania niejednokrotnie określając zakresy parametrów. wiąże się to ze zmiennymi wielkościami przekrojów uzyskanych ściegów, jak również wpływa na odkształcenia elementów spawanych [3÷7]. artykuł zawiera analizę wpływu zmian wielkości nastaw prądu i odległości elektrody nietopliwej od przedmiotu spawanego na odpowiadające im zmiany odkształceń badanych elementów wykonanych ze stali gatunku x5crni18-10 wykonanych przy zastosowaniu metody tig przy stałej prędkości spawania. robert bęczkowski przeglad welding technology review uzyskane informacje dają obraz wpływu zmian na mogące się pojawić odkształcenia kątowe w elemencie po procesie spawania elektrodą nietopliwą. nastawa prądu ma wpływ na efektywność topienia się materiału, jak i przetopioną geometrię. niskie gęstości prądu spawania wydatnie zmniejszają wydajność przetapiania bez względu na zastosowaną metodę. zmiana odległości elektrody wpływa na rozkład ciepła w łuku. próbując połączyć wpływ tych dwóch parametrów technologicznych na odkształcenia kątowe dokonano niniejszej analizy [3÷8]. rosnące znaczenie metody tig w gospodarce kraju pozwala na rozwój tej metody zarówno w układzie aplikacji spawania ręcznego, jak i zautomatyzowanego dla szerokiej gamy materiałów [9÷13]. literatura opisuje wpływ oddziaływania natężenia prądu na kształt przekroju spoiny dla różnych metod. ogólne zmiany nastaw prądu spawania można pokazać poprzez obraz zmian przekrojów uzyskanych napoin jak na rysunku 1 [3÷7]. 51przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 wygląd próbek po procesie przetapiania przedstawiono na rysunku 3. próbki 1, 2, 3, wykonano przy zadanej odległości elektrody od materiału wynoszącej 2 mm, próbki: 4, 5, 6 – 3 mm, a próbki: 7, 8, 9 – 4 mm zgodnie z wartościami z tablicy i. rysunek 4 przedstawia widok próbki w płaszczyźnie prostopadłej do kierunku spawania po przetapianiu metodą tig. zwiększenie nastawy natężenia prądu powoduje uzyskanie większej głębokości wtopienia. dobór ustawień natężenia prądu spawania jest zależny od wielu czynników takich jak: grubość złącza, rodzaj spoiny, spawany materiał, średnica elektrody, pozycja spawania, skład gazu osłonowego. napięcie łuku elektrycznego jest zależne od odległości elektrody od przedmiotu spawanego, wówczas wraz ze wzrostem odległości szerokość spoiny wzrasta [2]. procesowi spawania towarzyszy odkształcenie elementów, które możemy podzielić na poprzeczne, podłużne, kątowe. w niniejszej pracy analizie zostaną poddane odkształcenia kątowe określone poprzez analizę pomiarów wykonanych na profilografometrze położenia górnych krawędzi próbki po procesie przetapiania metodą tig przy różnych wartościach natężenia prądu oraz różnych odległościach elektrody od materiału spawanego [14]. badania do prób wykorzystano blachę o wymiarach 150 x 60 x 6 mm gatunku x5crni18-10, na której wykonano ściegi spawalnicze metodą tig bez użycia drutu, gdzie każdy ścieg wykonano przy innych konfiguracjach parametrów prądowych i odległości elektrody od przedmiotu spawanego. do tego celu wykorzystano metody planowania eksperymentu [3,7,15÷17]. zestawienie zmiennych parametrów podano w tablicy i. rys. 1. oddziaływanie natężenia prądu na kształt przekroju napoiny [6] fig. 1. impact of the current on the cross-section shape of the clad [6] rys. 2. głowica do mechanizacji spawania pro dc-20 [3] fig. 2. head for mechanization of welding pro dc-20 [3] rys. 3. widok próbek fig. 3. view of the specimen tablica i. parametry prób table i. parameters of tests numer  próbki natężenie prądu   [a] odległość elektrody   od materiału [mm] 1 100 2 2 150 2 3 200 2 4 100 3 5 150 3 6 200 3 7 100 4 8 150 4 9 200 4 jako gazu osłonowego użyto argonu o natężeniu przepływu 10 l/min. próby przeprowadzono z wykorzystaniem płyt dobiegowych i wybiegowych oraz zastosowaniem źródła spawalniczego faltig 315 wraz z głowicą do mechanizacji spawania pro dc-20 (rys.2). wykonano każdorazowo jeden ścieg prosty bez materiału dodatkowego w pozycji pa, stosując prąd stały z biegunowością ujemną oraz prędkość przesuwu uchwytu wynoszącą 25 cm/min. zespół regulacji położenia palnika góra-dół panel kontrolny oscylator głowica jezdna podwozie uchwyt kabli 52 przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 obraz krawędzi próbek ujawnia odkształcenia powstałe podczas badania wpływu parametrów podczas spawania. zaobserwowano, że w wyniku zwiększania natężenia prądu i zbliżania elektrody do materiału krawędzie materiału odkształcają się. badania geometrii powierzchni próbek zostały wykonane na profilografometrze new form talysurf2d/3d 120 firmy taylor hobson z wewnętrzną bazą oraz głowicą z przetwornikiem indukcyjnym. elementem pomiarowym przyrządu jest igła diamentowa o promieniu 2 μm przesuwająca się po mierzonej powierzchni, które określa zmiany wychylenia w osi z (pionowej) w oparciu o dane pozyskane z liniału inkrementalnego rejestrującego jednocześnie aktualne położenie igły w osi x. układ ten tworzy profil powierzchni w jednej płaszczyźnie (x–z). przykład pomiarów przedstawia rysunek 5. zmiany wychylenia przetwarzane są na sygnał elektryczny, wzmacniany i filtrowany, a następnie obrabiany programowo. istota pomiaru stereometrii powierzchni w układzie 2d metodą stykową polega na wykonaniu linii pomiarów, wykonywany jest on w sposób skokowy przez stolik pomiarowy każdego pojedynczego przejścia pomiarowego w układzie 2d. układ profilometru podczas pomiaru rejestruje punkty odwzorowujące mierzoną powierzchnię. widok stanowiska pokazano na rysunku 6 [10]. rys. 4. widok krawędzi próbki w płaszczyźnie prostopadłej do kierunku spawania fig. 4. the side edge view of the sample in a plane perpendicular to the welding direction rys. 5. przykładowy pomiar współrzędnościowy fig. 5. example coordinate measurement rys.  7.  wpływ zmiany natężenia prądu na odkształcenia kątowe próbek przetapianych metodą tig fig.  7. effect of changes in current on the angular deformation made by tig method rys. 6. stanowisko do pomiaru geometrii powierzchni – taylor hobson talysurf fig. 6. equipment to measure the surface geometry – taylor hobson talysurf tablica  ii. wartości odkształceń kątowych próbek przetapianych metodą tig table ii. value of angular deformation made by tig method zebrane dane pomiarowe odkształceń kątowych przedstawiono w tablicy ii oraz przedstawiono graficznie na rysunku 7. numer  próbki natężenie  prądu [a] odległość  elektrody   od materiału  [mm] odkształcenie  [mm] 1 100 2 1,43 2 150 2 2,05 3 200 2 2,07 4 100 3 1,53 5 150 3 1,83 6 200 3 2,22 7 100 4 1,32 8 150 4 2,04 9 200 4 2,22 o dk sz ta łc en ie [m m ] natężenie [a] 4 mm 3 mm 2 mm długość = 112 mm pt = 1435 µm skala = 2000 µm 53przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 literatura [1] pn en iso 9692: spawanie i procesy pokrewne. zalecenia dotyczące przygotowania złączy. część 1: ręczne spawanie łukowe, spawanie łukowe elektrodą metalową w osłonie gazów, spawanie gazowe, spawanie metodą tig i spawanie wiązką stali, pkn, warszawa 2014. [2] l. mistur: spawanie łukowe w osłonach gazowych według wytycznych krajowych i międzynarodowych, kabe, krosno 2010. [3] k. staszewski: wpływ parametrów spawania na odkształcenia stali nierdzewnych, praca magisterska, częstochowa 2016. [4] r. bęczkowski, m. gucwa: wpływ nastawy prądu na zmiany wielkości geometrycznych przekrojów napoin, przegląd spawalnictwa, vol.86(9), s. 72-76, 2014. [5] r. bęczkowski, m. gucwa: wpływ parametrów napawania na wydajność procesu i parametry geometryczne napoin wykonanych drutem rdzeniowym, hutnik, wiadomości hutnicze, vol. 81(11), s. 773-777, 2014. [6] r. bęczkowski, m. gucwa: wpływ parametrów napawania drutem z rdzeniem metalicznym na wydajność procesu i parametry geometryczne ściegu, przegląd spawalnictwa, vol. 88(5), s. 49-52, 2016. [7] r. bęczkowski: effect of cladding parameters on the hardness of bimetal plates, metalurgija, vol. 56(1-2), pp. 59-62, 2017. [8] j. kozak: możliwości szacowania odkształcenia kątowego w złączu spawanym teowym, mechanik, vol. 12, s. 1930-1931, 2016 [9] t. chmielewski, m. węglowski: analizy rynku spawalniczego w polsce pod względem sprzedaży urządzeń orazmateriałów spawalniczych, przegląd spawalnictwa, vol. 88(6), s. 28-31, 2010. podsumowanie  analiza wpływu nastaw natężenia prądu na odkształcenia kątowe próbek przetapianych metodą tig pozwala stwierdzić, iż przy nastawach natężenia prądu spawania w zakresie od 100 do 200 a następuje wzrost wartości odkształcenia w zakresie 1,32÷1,53 mm dla nastawy natężenia prądu 100 a, do zakresu wartości 2,07÷2,22 mm przy nastawie natężenia prądu na poziomie 200 a. obserwuje się różnice w wartościach odkształceń na poziomie od 0,15 do 0,21 mm przy różnych odległościach elektrody od materiału spawanego. w przypadku niskich nastaw natężenia prądu najniższe różnice odkształcenia zarejestrowano dla największej odległości elektrody (4 mm), a najwyższe odkształcenia zarejestrowano dla średniej odległości (3 mm). zwiększenie nastawy natężenia prądu do wartości 150 a przy 3 mm odległości elektrody powoduje najmniejsze odkształcenia elementu. zarówno zwiększając, jak i zmniejszając odległość elektrody w obu przypadkach, odkształcenia rosną o ok. 10%. ustawiając wartość natężenia prądu spawania wynoszącą 200 a i odległości elektrody od materiału na poziomie 2 mm rejestruje się najniższe odkształcenia. dla pozostałych odległości wartość odkształceń wzrasta o 7%. charakter zmian odkształceń opisanych przez różnicę odkształceń maksymalnych i minimalnych najkorzystniejszą sytuację obserwuje się w przypadku zastosowania najmniejszej odległości (2 mm) i wynosi 0,64 mm. niewiele większe wartości uzyskuje się dla odległości 3 mm, przy której różnica odkształceń jest na poziomie 0,69 mm. największą różnicę odkształceń obserwuje się dla 4 mm odległości elektrody od materiału, która wynosi 0,9 mm, co świadczy o 40% wzroście odkształceń przy największej odległości elektrody od materiału. wpływ zmian nastaw natężenia prądu na wartość odkształceń może zostać opisany równaniem liniowym postaci y = ax + b i przybrać postać y = 0,006x + 0,83 ze współczynnikiem determinacji na poziomie r2 = 0,99 dla odległości 3 mm. w pozostałych przypadkach równanie liniowe jest niedokładne, gdyż współczynniki determinacji wynoszą r2 = 0,89 dla równania y = 0,009x + 0,51 przy odległości 4 mm i r2 = 0,77 dla równania y = 0,006x + 0,89 przy odległości 2 mm między elektrodą a materiałem spawanym. uzyskanie informacji ilościowej umożliwiającej opisanie charakteru wpływu zmian nastaw prądu spawania oraz odległości elektrody od materiału spawanego na powstające odkształcenia, pozwala dobrać optymalny zakres parametrów pracy, by minimalizować deformacje elementów. podejście to może być stosowane w przypadku jednoznacznego i stałego ustawienia uchwytu spawalniczego. [10] b. pawłowski, j. krawczyk, p. bała, s. parzych, m. paćko: jakość złączy spawanych rurociągu wody chłodzącej wykonanego ze stali austenitycznej x6crniti18-10, przegląd spawalnictwa, vol. 88(3) s. 3-7, 2010. [11] a. ambroziak, p. białucki, w. derlukiewicz, a. lange: ocena jakości złączy spawanych ze stali x6cr17 i x5crni18-10 stosowanych w wymiennikach ciepła, przegląd spawalnictwa, vol. 88(6), s. 2-6, 2013. [12] a świerczyńska, g rogalski, d fydrych: badania właściwości i struktury spawanych austenitycznych rur wymienników ciepła, przegląd spawalnictwa, vol. 88(6), s. 11-16, 2010. [13] m. kukuryk, m. gucwa, r. bęczkowski: właściwości i mikrostruktura stali x20crmov11-1 w niejednorodnym złączu spawanym oraz ich zmiany po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania, hutnikwiadomości hutnicze, vol. 83(5), s. 242-247, 2016. [14] h. czarnecki, m. tagowski: struktura geometryczna powierzchni zębów koła zębatego po nagniataniu dynamicznym, mechanik, vol. 87(11), s. 25-40, 2014. [15] m. bober, k. tobota: badania istotności wpływu podstawowych parametrów napawania plazmowego na geometrię napoin, przegląd spawalnictwa, vol. 87(9), s. 24-28, 2015. [16] z. polański: planowanie doświadczeń w technice, pwn, warszawa 1984. [17] m. sobczyk: statystyka, pwn, warszawa 2001. 201302_pspaw_hy92.pdf 11przegląd spawalnictwa 2/2013 jacek górka rafał skiba wpływ procesów cięcia termicznego i strumieniem wody na właściwości i jakość powierzchni ciętych stali niskostopowych o wysokiej granicy plastyczności an influence of thermal and water cutting  processes on properties and quality  of low alloy high strength steels streszczenie w artykule opisano wpływ procesu cięcia strumieniem tlenu, plazmą powietrzną hd, laserem oraz strumieniem wody na jakość powierzchni stali obrobionej termomechanicznie s 700mc oraz ulepszonej cieplnie s 690ql o grubości 10 mm. ocenie poddano jakość powierzchni po cięciu (odchyłkę prostopadłości, chropowatość powierzchni, kąt ukosu), szerokość szczeliny cięcia, sposób przebijania oraz zmiany strukturalne i zmiany twardości zachodzące przy powierzchni cięcia. abstract in this paper an influence of oxygen, htpac plasma, laser and water cutting on 10 mm thickness plates from s 700mc and s 690ql steel surface quality was described. quality assessment was measured by surface quality (square deviation, coarseness, angle chamfer), width of cutting gap, perforation method, structural and hardness changes in the area near the cutting surface. dr inż. jacek górka, mgr inż. rafał skiba – politechnika śląska, gliwice. wstęp coraz częściej na konstrukcje spawane stosowane są drobnoziarniste stale niskostopowe otrzymywane w procesie obróbki termomechanicznej lub ulepszania cieplnego [1÷3]. nowoczesne stale konstrukcyjne swoje właściwości zawdzięczają złożonym procesom wytwarzania, od których zależą ich właściwości wytrzymałościowe oraz spawalność (rys. 1) [4]. cięcie jest operacją technologiczną, od której najczęściej zaczyna się cały proces wytwórczy. zmiany zachodzące podczas cięcia w materiale mogą mieć zatem istotny wpływ na jakość elementów. rozwój metod cięcia następuje wskutek coraz większych wymagań, poczynając od cięcia prostoliniowego, przez cięcie 2d, do cięcia 3d. odpowiedni wybór metody cięcia rys. 1. zależność między równoważnikiem węgla a granicą plastyczności re stali uzyskanych w różnych procesach wytwarzania: n – walcowanie normalizujące, tm – walcowanie termomechanicznie, acc – przyspieszone chłodzenie, dic – bezpośrednie intensywne chłodzenie, qt – ulepszanie cieplne [4] fig. 1. relation between carbon equivalent and yield stress re of different manufacturing processes of steels: n – normalizing rolled, tm – thermomechanically rolled, acc – accelerated cooled, dic – direct intensive cooled, qt – quenched and tempered 12 przegląd spawalnictwa 2/2013 zależy od wymagań i możliwości technicznych, tj. rodzaju i grubości ciętego materiału, jakości cięcia, tolerancji wymiarowych, odchyłki prostopadłości, prędkości cięcia czy kształtu wycinanego elementu oraz od czynników ekonomicznych, do których zalicza się koszt inwestycji, koszt eksploatacji, efektywność procesu i stopień wykorzystania urządzenia [5÷10]. badania własne celem badań było określenie wpływu procesu cięcia strumieniem tlenu, plazmą powietrzną hd, wiązką promieniowania laserowego oraz strumieniem wody na jakość powierzchni ciętych stali: obrobionej termomechanicznie s 700mc oraz ulepszonej cieplnie s 690ql tablica i. skład chemiczny i właściwości mechaniczne stali s 700mc i s 690ql table i. chemical composition and mechanical properties of s 700mc and s 690ql steel plates zawartość pierwiastków, % c si mn p s cr nb v ti ni mo s 700mc 0,06 0,17 1,68 0,008 0,003 0,047 0,006 0,122 0,006 s 690ql 0,20 0,50 1,60 0,02 0,02 1,0 0,10 1,50 0,60 właściwości mechaniczne wytrzymałość na rozciąganie, rm, mpa granica plastyczności, re, mpa wydłużenie, a5, % s 700mc 822 768 19 s 690ql 810 730 14 rys. 2. struktura ferrytyczno-bainityczna stali obrobionej termomechanicznie s 700mc fig. 2. ferrite-bainitic structure of termomechanically controlled rolled s 700mc steel rys. 3. struktura martenzytu odpuszczonego stali s 690ql fig. 3. drawing temper marteniste structure of s 690ql steel o grubości 10 mm. skład chemiczny oraz właściwości mechaniczne badanych stali zawarto w tablicy i, a strukturę przedstawiono na rysunkach 2 i 3. proces cięcia proces cięcia został przeprowadzony przy najlepszych parametrach dla grubości blachy 10 mm (tabl. ii). długość krawędzi ciętej wynosiła 200 mm. cięcie strumieniem tlenu wykonano na stanowisku wyposażonym w urządzenie messer omnimat ze sterowaniem global control i palnikiem alfa. cięcie plazmowe łukiem zależnym o zawężonym strumieniu plazmy htpac blach przeprowadzono na urządzeniu hypertherm hd 3070 współpracującym ze stołem portalowym tablica ii. parametry procesu cięcia strumieniem tlenu, plazmą powietrzną hd, laserem, strumieniem wody stali s 700mc oraz stali s 690ql table ii. parameters of oxygen, htpac plasma, laser and water cutting of s 700mc and s 690ql steel proces cięcia strumieniem tlenu ciśnienie tlenu tnącego, mpa ciśnienie acetylenu, mpa prędkość cięcia, m/min dysza tlenowa, mm odległość dyszy, mm 0,5 0,045 0,57 7-15 8 proces cięcia plazmą powietrzną hd natężenie prądu, a napięcie łuku, v prędkość cięcia, m/min ciśnienie gazu plazmowego, mpa rodzaj elektrody średnica dyszy tnącej, mm odległość palnika, mm 100 150 3,0 0,8 cyrkonowa 1 4 proces cięcia wiązką laserową moc wiązki, w prędkość cięcia, m/min ciśnienie gazu, mpa rodzaj gazu odległość głowicy, mm 4800 2,4 0,8 tlen 1,5 proces cięcia strumieniem wody ciśnienie wody, mpa prędkość cięcia, m/min średnica dyszy tnącej, mm średnica dyszy wodnej, mm rodzaj i ziarnistość proszku, μm wydajność podawania proszku, g/min odległość dyszy, mm 380 2,1 0,76 1,5 „garnet”, 80 480 5 13przegląd spawalnictwa 2/2013 konstrukcji bramowej vanad proxima. do cięcia wiązką lasera wykorzystano laser trumpf trulaser 5060 (l10) o maksymalnej mocy 5000 w. gazem towarzyszącym był tlen. proces cięcia strumieniem wody przeprowadzono na maszynie nc 3520 d. ocena jakości powierzchni ciętych oceny jakości powierzchni ciętych strumieniem tlenu, plazmą powietrzną hd, wiązką laserową oraz strumieniem wody badanych stali dokonano na podstawie normy iso 9013:2002, wg której ocenie podlega chropowatość powierzchni oraz tolerancja tablica iii. ocena jakości powierzchni ciętych stali s 700 mc oraz s 690ql o grubości 10 mm wg normy iso 9013:2002 table iii. quality assessment of 10 mm thickness s 700 mc and s 690ql steel cut plates in acc. to iso 9013:2002 standard metoda cięcia odchyłka prostopadłości uśr, mm pole u wg iso 9013: 2002 chropowatość powierzchni rzśr, μm pole rz wg iso 9013:2002 kąt ukosu, º mc ql mc ql mc ql mc ql mc ql cięcie strumieniem tlenu 0,45 0,30 3 3 15,80 20,80 1 2 2º30’ 1º30’ cięcie plazmą powietrzną hd 0,82 0,49 4 3 9,30 6,30 1 1 2º20’ 20’ cięcie wiązką laserową 0,11 0,12 1 1 13,50 18,00 1 2 1º 30’ cięcie strumieniem wody 0,25 0,22 2 2 20,30 19,90 2 2 30’ 1º30’ uwaga: mc – stal s 700mc, ql – stal s 690ql tablica iv. ocena geometrycznych cech powierzchni ciętych stali s 700mc oraz s 690ql o grubości 10 mm table iv. geometrical attributes assessment of 10 mm thickness s 700mc and s 690ql steel cut plates metoda cięcia szerokość górnej szczeliny cięcia, mm szerokość dolnej szczeliny cięcia, mm górna średnica otworu przebicia, mm dolna średnica otworu przebicia, mm powstanie nacieków na dolnej krawędzi cięcia mc ql mc ql mc ql mc ql mc ql cięcie strumieniem tlenu 1,75 1,65 1,68 1,59 małe małe cięcie plazmą powietrzną hd 1,95 2,0 1,29 1,09 4,62 5,19 2,87 3,27 duże małe cięcie wiązką laserową 0,48 0,52 0,48 0,45 4,09 4,08 3,93 3,92 brak brak cięcie strumieniem wody 0,85 1,2 0,78 0,82 brak brak uwaga: mc – stal s 700mc, ql – stal s 690ql prostopadłości lub pochylenia powierzchni cięcia. pomiar chropowatości rz przeprowadzono w kierunku zgodnym z kierunkiem cięcia w pięciu miejscach próbki, długość odcinka pomiarowego wynosiła 12,5 mm, natomiast długość odcinka elementarnego 2,5 mm (tabl. iii). urządzeniem stosowanym do pomiaru chropowatości był profilometr surftest 402 firmy mitutoyo. pomiar odchyłki prostopadłości u przeprowadzono w odstępach 20 mm w trzech miejscach próbki, kąt ukosu zmierzono kątomierzem optycznym (tabl. iii). w celu porównania geometrycznych cech powierzchni cięcia określono średnicę otworu przebicia oraz geometrię rowka ciętego (szerokość górnej i dolnej szczeliny cięcia) i kąt ukosu (tabl. iv). cięcie strumieniem tlenu cięcie plazmą powietrzną hd cięcie wiązką laserową cięcie strumieniem wody stal s 700mc stal s 690ql rys. 4. makrostruktura przy powierzchni po cięciu strumieniem tlenu, plazmą hd, wiązką lasera oraz strumieniem wody stali s 700mc oraz s 690ql, trawienie – odczynnik adlera fig. 4. macrostructure of area near the surface after oxygen, htpac, laser and water cutting of s 700mc and s 690ql steel, etching – adler’s chemical reagent 14 przegląd spawalnictwa 2/2013 mikrostruktura przy górnej powierzchni cięcia mikrostruktura w środku próbki mikrostruktura przy dolnej powierzchni cięcia cięcie strumieniem tlenu stali s 700mc cięcie strumieniem tlenu stali s 690ql cięcie plazmą powietrzną hd stali s 700mc cięcie plazmą powietrzną hd stali s 690ql cięcie wiązką laserową stali s 700mc cięcie wiązką laserową stali s 690ql cięcie strumieniem wody stali s 700mc cięcie strumieniem wody stali s 700mc rys. 5. mikrostruktura powierzchni po cięciu strumieniem tlenu, plazmą hd, wiązką lasera oraz strumieniem wody stali s 690ql oraz s 700mc, trawienie – nital, pow. – 200x fig 5. macrostructure of area near the surface after oxygen, htpac, laser and water cutting of s 700mc and s 690ql steel, etching – nital, magn. – 200x 15przegląd spawalnictwa 2/2013 badania metalograficzne w celu określenia szerokości strefy wpływu ciepła powstałej po cięciu stali s 700mc oraz s 690ql wykonano badania makroskopowe przy użyciu mikroskopu stereoskopowego olympus szx9 (rys. 4). ocenę wpływu procesów cięcia na zmiany strukturalne przy powierzchni cięcia przeprowadzono na podstawie badań mikroskopowych przy użyciu mikroskopu świetlnego olympus pme 3. badania mikroskopowe zostały wykonane w trzech miejscach próbki: przy górnej powierzchni cięcia, w środku próbki oraz przy dolnej krawędzi (rys. 5). pomiar twardości pomiar twardości po cięciu wykonano metodą vickersa na mikrotwardościomierzu wilson wolpert 401 mvd przy obciążeniu 100 g; czas działania wgłębnika – 15 s. pomiar przeprowadzono wzdłuż trzech linii pomiarowych prostopadłych do powierzchni cięcia. sposób pomiaru twardości przedstawiono na rysunku 6. wyniki pomiarów twardości zestawiono w tablicach v i vi. rys. 6. linie pomiaru twardości ciętych blach fig 6. hardness measurement lines of cut plates tablica v. twardość hv0,1 po cięciu blachy s 700mc table v. hv0,1 hardness after cutting s 700mc steel plate odległość pomiaru od powierzchni cięcia, mm twardość hv0,1 po cięciu strumieniem tlenu twardość hv0,1 po cięciu plazmą powietrzną twardość hv0,1 po cięciu wiązką laserową twardość hv0,1 po cięciu strumieniem wody linia pomiaru wg rysunku 6 i ii iii i ii iii i ii iii i ii iii 0,1 296 301 287 366 366 376 404 362 386 311 303 307 0,2 284 271 273 346 365 344 306 372 331 297 296 299 0,3 261 264 253 308 310 323 285 339 295 289 287 287 0,4 267 248 270 299 290 303 285 285 284 286 285 287 0,5 257 250 261 309 295 291 278 281 281 284 285 285 0,6 260 243 258 284 285 285 274 274 276 282 284 285 0,7 235 276 253 280 280 279 0,8 272 281 270 276 273 273 0,9 289 312 296 1,0 294 293 284 1,1 278 290 291 1,2 279 283 280 1,3 280 280 279 1,4 284 276 275 1,5 283 273 275 tablica vi. twardość hv0,1 po cięciu blachy s 690ql table vi. hv0,1 hardness after cutting s 690ql steel plate odległość pomiaru od powierzchni cięcia, mm twardość hv0,1 po cięciu strumieniem tlenu twardość hv0,1 po cięciu plazmą powietrzną twardość hv0,1 po cięciu wiązką laserową twardość hv0,1 po cięciu strumieniem wody linia pomiaru wg rysunku 6 i ii iii i ii iii i ii iii i ii iii 0,1 292 287 273 426 404 395 458 466 466 299 311 306 0,2 298 267 272 391 462 425 426 445 443 283 299 298 0,3 283 258 263 425 467 437 333 321 269 285 286 286 0,4 227 238 255 399 409 399 285 283 280 285 285 285 0,5 233 229 242 348 290 303 279 280 278 286 285 284 0,6 208 225 240 292 285 285 276 275 274 284 284 283 0,7 216 214 247 285 280 281 0,8 201 200 238 279 275 276 0,9 185 202 223 1,0 216 220 216 1,1 228 222 241 1,2 267 244 251 1,3 274 275 258 1,4 278 280 274 1,5 284 285 280 powierzchnia cięcia linie pomiaru twardości 16 przegląd spawalnictwa 2/2013 analiza wyników badań ocena jakości powierzchni i wymiarów szczeliny cięcia norma iso 9013:2002 przy ocenie powierzchni po cięciu termicznym bierze pod uwagę chropowatość powierzchni oraz tolerancję prostopadłości powierzchni cięcia. pozostałe parametry geometryczne (wielkość szczeliny cięcia, kąt ukosu, średnica otworu przebicia) traktowane są pomocniczo. ze względu na brak normy dotyczącej jakości powierzchni ciętych strumieniem wody, jakość tych powierzchni oceniono wg normy iso 9013:2002. wykonana ocena jakości powierzchni po cięciu stali s 700mc pozwoliła stwierdzić, że jakość powierzchni ciętych laserem zawiera się w obszarze (polu) 1-1, plazmą hd 4-1, strumieniem tlenu 3-1, natomiast przy cięciu strumieniem wody w 2-2. dla stali s 690ql otrzymano pola odpowiednio: 1-2, 3-1, 3-2, 2-2. analiza chropowatości powierzchni obu stali wykazała, że jest ona zależna od procesu cięcia i materiału ciętego. najniższe wartości chropowatości (10 µm) otrzymano podczas cięcia plazmą powietrzną hd. w przypadku pozostałych procesów wartość ta wynosiła 15÷20 µm. maksymalne wartości odchyłki uzyskano podczas cięcia plazmą powietrzną hd i wynosiła ona dla stali s 690ql ok. 0,5 mm, a dla s 700mc – 0,82 mm. minimalną wartość uzyskano przy cięciu wiązką laserową (ok. 0,1 mm). przy cięciu strumieniem wody i strumieniem tlenu uzyskano odpowiednio wartości w przedziale 0,22÷0,25 mm oraz 0,30÷0,45 mm. największą szczelinę cięcia uzyskano przy zastosowaniu plazmy powietrznej hd i strumienia tlenu. szczelina kształtem zbliżona jest do v. szerokość górnej części szczeliny cięcia plazmą powietrzną hd wynosi ok. 2 mm, natomiast po cięciu strumieniem tlenu – ok. 1,7 mm. dla porównania wielkość szczeliny powstałej w wyniku procesu cięcia wiązką laserową wynosi tylko ok. 0,5 mm, a dla cięcia strumieniem wody od 0,85 mm (stal s 700mc) do ok. 1,2 mm (stal s 690ql). powierzchnie szczeliny w cięciu laserem są prawie równoległe – różnica pomiędzy górną i dolną częścią szczeliny dla stali s 690ql wynosi 0,07 mm, a dla stali s 700mc – 0,03 mm. różnica ta jest nieco większa w przypadku stali ciętych strumieniem wody (s 690ql – 0,38 mm; s 700mc – 0,07 mm). zmiany strukturalne przy powierzchni cięcia przeprowadzone badania metalograficzne makro i mikroskopowe oraz pomiary twardości powierzchni ciętych pozwoliły określić szerokość swc i określić charakter zmian struktury przy powierzchni cięcia. podczas cięcia wiązką laserową stali s 690ql przy powierzchni cięcia powstaje warstwa martenzytu niskowęglowego o twardości do 460 hv0,1. szerokość tej warstwy wynosi ok. 0,3 mm. podczas cięcia blachy ze stali s 700mc powstała warstwa bainityczna o twardości niższej niż w przypadku stali s 690ql, która wynosi ok. 360÷405 hv0,1. za tą warstwą o szerokości ok. 0,6 mm obserwowano drobnoziarnistą strukturę bainityczno-ferrytyczną (materiał rodzimy) o twardości 280 hv0,1. podczas cięcia stali s 690ql plazmą hd przy powierzchni cięcia powstaje warstwa martenzytu niskowęglowego o twardości do 467 hv0,1 podobnie jak w przypadku procesu cięcia wiązką lasera, jednak szerokość tej warstwy jest znacznie większa (ok. 0,6 mm). analogicznie jest w przypadku cięcia stali s 700mc, z tym że twardość warstwy bainitycznej wynosi 360÷375 hv0,1. proces cięcia strumieniem tlenu stali s 690ql spowodował obniżenie twardości strefy wpływu ciepła nawet do 185 hv0,1 (proces odpuszczania) przy wielkości tej strefy ok. 1,3 mm. podobnie stało się w przypadku cięcia stali s 700mc, gdzie minimalna twardość swc wyniosła ok. 235 hv0,1 (częściowa rekrystalizacja ziarna), podczas gdy wielkość tej strefy wyniosła również ok. 1,2 mm. proces cięcia strumieniem wody nie spowodował zmian strukturalnych ciętych blach, jedynie wpłynął na zwiększenie twardości materiałów bezpośrednio przy powierzchni cięcia o ok. 30 hv0,1 w wyniku utwardzenia zgniotowego. wpływ procesów cięcia na zmiany strukturalne przy powierzchni ciętej zawarto w tablicy vii. tablica vii. struktura materiału po procesie cięcia strumieniem tlenu, plazmą powietrzną hd, wiązką laserową oraz strumieniem wody table vii. material structures after oxygen, htpac plasma, laser and water cutting rodzaj materiału ciętego materiał rodzimy struktura materiału przy powierzchni cięcia góra blachy środek blachy dół blachy cięcie strumieniem tlenu s 700mc ferryt + bainit drobnoziarnisty ferryt + bainit ferryt + bainit ferryt + bainit s 690ql martenzyt odpuszczony martenzyt niskowęglowy martenzyt niskowęglowy martenzyt niskowęglowy cięcie plazmą powietrzną hd s 700mc ferryt + bainit drobnoziarnisty bainit drobnoziarnisty bainit drobnoziarnisty bainit drobnoziarnisty s 690ql martenzyt odpuszczony martenzyt niskowęglowy martenzyt niskowęglowy martenzyt niskowęglowy cięcie wiązką laserową s 700mc ferryt + bainit drobnoziarnisty bainit drobnoziarnisty bainit drobnoziarnisty bainit drobnoziarnisty s 690ql martenzyt odpuszczony martenzyt niskowęglowy martenzyt niskowęglowy martenzyt niskowęglowy cięcie strumieniem wody s 700mc ferryt + bainit drobnoziarnisty ferryt + bainit drobnoziarnisty ferryt + bainit drobnoziarnisty ferryt + bainit drobnoziarnisty s 690ql martenzyt odpuszczony martenzyt odpuszczony martenzyt odpuszczony martenzyt odpuszczony 17przegląd spawalnictwa 2/2013 wpływ procesu cięcia na zmianę twardości przy powierzchni ciętej dla poszczególnych stali przedstawiono na rysunku 7, natomiast na rysunku 8 pokazano porównanie rozkładu twardości w stali s 700mc oraz s 690ql w zależności od poszczególnych metod cięcia. przy ocenie jakości powierzchni po cięciu należy uwzględniać również kąt ukosu, sposób przebijania blachy oraz szerokość szczeliny cięcia przy górnej i dolnej powierzchni blachy. biorąc pod uwagę właściwości eksploatacyjne elementów po cięciu, należy zwrócić też uwagę na wpływ procesów cięcia na możliwe zmiany strukturalne i chemiczne spowodowane oddziaływaniem ciepła, zwłaszcza w przypadku stali obrabianych termomechanicznie, gdzie w wyniku oddziaływania cyklu cieplnego może dojść do utraty właściwości uzyskanych w czasie obróbki cieplno-plastycznej, a w przypadku stali ulepszanych cieplnie do utwardzenia warstwy przypowierzchniowej. szczególnie proces cięcia wiązką laserową i strumieniem plazmy powietrznej powoduje wzrost twardości w warstwie przypowierzchniowej do wartości ok. 460 hv. proces cięcia strumieniem tlenu w obszarach strefy wpływu ciepła powoduje odpuszczanie martenzytu w przypadku stali ulepszanych cieplnie s 690ql, a w przypadku stali obrabianej termomechanicznie s 700mc prowadzi do częściowej rekrystalizacji i rozrostu ziarna. proces cięcia strumieniem wody ze względu na swoją specyfikę nie powoduje zmian strukturalnych i chemicznych w obszarze ciętym. rys. 7. wpływ procesu cięcia na zmiany twardości w stali s 700mc i s 690ql fig 7. influence of cutting process on s 700mc and s 690ql steel hardness changes rys. 8. porównanie rozkładu twardości przy powierzchni cięcia w stali s 700mc i s 690ql dla poszczególnych procesów cięcia fig 8. comparison of hardness distribution near the cutting surface of s 700mc and s 690ql steel for different cutting processes tw ar do ść h v 0, 1 tw ar do ść h v 0, 1 tw ar do ść h v 0, 1 tw ar do ść h v 0, 1 tw ar do ść h v 0, 1 tw ar do ść h v 0, 1 odległość pomiaru od powierzchni cięcia, mm odległość pomiaru od powierzchni cięcia, mm odległość pomiaru od powierzchni cięcia, mm odległość pomiaru od powierzchni cięcia, mm cięcie strumieniem tlenu cięcie plazmą powietrzną hd cięcie wiązką laserową cięcie strumieniem wody cięcie strumieniem tlenu cięcie plazmą powietrzną hd cięcie wiązką laserową cięcie strumieniem wody twardość materiału rodzimego 280 hv twardość materiału rodzimego 280 hv cięcie strumieniem tlenu cięcie plazmą powietrzną hd cięcie wiązką laserową cięcie strumieniem wody odległość pomiaru od powierzchni cięcia, mm odległość pomiaru od powierzchni cięcia, mm 18 przegląd spawalnictwa 2/2013 finansowanie praca częściowo finansowana z grantu badawczego: „sterowanie właściwościami i strukturą spoin stali obrabianych termomechanicznie o wysokiej granicy plastyczności”, nr n n507 321040, politechnika śląska w gliwicach. literatura [1] park k. s., cho y. h.: comparison of fatigue properties of welded tmcp steels and normalized steel, pohang university of science and technology, pohang, korea 2003. [2] tasak e.: metalurgia spawania, patria kraków 2008. [3] brózda j.: nowoczesne stale konstrukcyjne i ich spawalność, wydawnictwo instytutu spawalnictwa, gliwice 2009. [4] tmcp steel plates for building structures. nippon steel corporation. [5] skiba j: techniczne i ekonomiczne aspekty cięcia plazmowego. biuletyn instytutu spawalnictwa, nr 5/2002 s. 77-80. [6] kirkpatrick i.: profile cutting – which metod? welding & metal fabrication, october. [7] cool waterjet process heats up cutting market. welding design and fabrication, november 2000, s. 31-33. [8] hidden s., buhler b.: the great debate: plasma or oxyfuel? welding journal, march 2005, s. 40-44. [9] lamikiz a., lopez de lacalle: co2 laser cutting of advanced high strength steels (ahss). applied surface science, 2004 august, s. 362-367. [10] burnham chip: waterjet advancements boost productivity. welding design and metal fabrication, june 2002, s. 24-27. 26 welding technology review vol. 90 10/2018 research on the properties of high chromium cast iron overlay welds deposited by tubular electrodes mgr inż. michał szymura, dr inż. artur czupryński – silesian university of technology, poland; dr inż. maciej różański – institute of welding, gliwice, poland; corresponding author: artur.czuprynski@polsl.pl introduction the wear of equipment and machinery parts restricts their service life. the replacement of a useless element entails replacement costs (e.g. removal, fixing, transport, storage etc.) and production down times, potentially generating high losses [1,2]. surfacing is a popular method used when repairing worn machinery parts, often without the removal of the latter. because of a significant range of electrodes and relatively low cost and simple equipment, one of the most popular hardfacing methods is manual metal arc overlay welding performed using a solid rod electrode or a tubular electrode [1÷5]. similar to conventional electrodes, tubular core electrodes are provided with a coating (usually thin) and a core (thin-walled tube or a coiled metal strip filled with powder) (fig. 1). covered tubular electrodes in comparison to covered solid rod core electrodes are characterized by following properties [6÷9]: – possibility of obtaining overlay welds characterised by high quality and very high content of alloying components already in the first layer; – higher deposition coefficient and a higher metal recovery; – shallower penetration and lower dilution (for the same deposition rate); – lower current values necessary for stable welding (in relation to the same diameters) and, consequently, a lower michał szymura, artur czupryński, maciej różański heat input; – unnecessity of storing in special conditions and pre-baking before the use. tubular electrodes are used, among other things, to deposit overlay welds resistant to abrasive wear in metal-mineral friction conditions. catalogue data concerning electrodes refer to their classification, the chemical composition of the weld metal, hardness after the deposition of the third layer or the hardness of the weld deposit as well as exemplary applica tions. however, available reference publications do not contain fig. 1. the cross-sections of covered tubular electrode with a seam, 6.0 mm in diameter type hardface hc-te; 1 – coating, 2 – metal strip, 3 – powder core keywords: hardfacing; tubular electrodes; covered electrodes; abrasion; chromium cast iron abstract in the paper, there were shown the results of research on the properties of overlay welds consisted of one and three layers deposited by three types of tubular electrodes of the fe-cr-c alloy, fe-cr-c-nb-mo-w-v alloy and composite consist of tungsten carbide particles in the fe-cr-c alloy matrix. the study of hardfacing deposits included: test of metal-mineral abrasion resistance, metallographic examinations, analysis of chemical composition, and hardness tests. the test of abrasive usage in metal-mineral friction was made according to the procedure a of the astm g 65 standard. doi: http://dx.doi.org/10.26628/wtr.v90i10.963 27welding technology review vol. 90 10/2018 table i. chemical composition and hardness of tested tubular electrodes deposited metal [9] table ii. chemical composition of base material and the reference material for abrasion resistance tests information regarding abrasive wear resistance coefficients, particularly useful when selecting electrodes providing weld deposits belonging to, e.g. high-chromium cast irons. the above-named group includes, among others, alloys fe16 and fe20 according to pn-en 14700:2014-06 [10]. the study aims to compare metal-mineral resistance type abrasive wear of overlay welds made using hardface hc-te, hardface cnv-te and hardface steelcarbw45-te tubular electrodes (welding alloys), rated among filler metals characterised by high-chromium cast iron weld deposits, yet varying in their structure, chemical composition and hardness [9]. the scope of research-related tests included macroscopic metallographic tests, the identification of the content of the base material in the overlay welds, chemical composition analysis, hardness measurements concerning overlay welds as well as microscopic metallographic tests of one and three-layer overlay welds. materials and hardfacing parameters the chemical composition and the hardness of the weld deposit (provided by the manufacturer) obtained using the test tubular electrodes are presented in table i. the overlay welds were deposited on test plates (200 x x 150 x 10 mm) made of structural steel s355n (table ii). the hardfacing process was performed, in the flat position, and a straight polarity dc of 130 a following the manufacturers recommendations [9]. the length of arc maintained during the process amounted to approximately 3 mm. the overlay welds were made manually, using a travel speed of approximately 12 cm/min and an angle of approximately 15°, at which the electrode was inclined in relation to the perpendicular, in the direction of hardfacing. two series of overlay welds were made using each electrode. because of the significant effect of dilution on the properties of overlay welds, in the first series one layer was deposited (high dilution) whereas in the second series three layers were deposited (low dilution). each layer was composed of five stringer beads, whereas the hardfacing overlap constituted approximately 30% of the bead width. abrasive wear resistance tests the metal-mineral type abrasive wear tests of one and three-layer overlay welds were performed in accordance with astm g 65, procedure a [11]. before the tests, the overlay weld surfaces were subjected to grinding. during the tests, the abrasive flow rate was restricted within the range of 300 g/min to 400 g/min. the specimens were subjected to a constant force of 130 n. the abrasive wheel rotated at a rate of 200 rpm, where the abrasion distance amounted to 4309 m. the abrasive material was dried quartz sand of spherically-shaped grains and characterised by granularity restricted within the range of 100 μm to 300 μm. the identification of the abrasive wear resistance of the overlay welds required the performance of measurements concerning mass loss and specimen density. for this purpose, before and after the tests, the specimens were weighed using a laboratory balance with an accuracy of up to 0.0001 g. the average density of the overlay welds was determined using the laboratory balance. the identification of the average density was based on three density measurements involving the specimens weighed in the air and in the liquid. mass loss was identified using the values of the average specimen mass loss and the average values of overlay weld density measured using formula (1). a reference material used in the abrasive wear resistance test was abrasion-resistant steel hardox 450 (table ii). the results obtained in the tests are presented in table iii. vl= •1000 (1) vl – volume loss, mm3; ml – mass loss, g; ρ – density, g/cm3. determination of dilution geometrical dimensions of the overlay welds were determined on the basis on specimen macrostructure photographs, using a software programme. the dilution was determined using the geometrical method and formula (2). the results concerning the measurements of the cross-sectional areas of the fusion and of excess overlay weld metal as well as results related to dilution are presented in table iv. d= •100 % (2) d – dilution, %; abm – area of base metal melted, mm2; ar – area of reinforcement of the deposit, mm2. hardness tests the hardness of the overlay welds and that of reference material (steel hardox 450) was measured using the rockwell designation of base material and reference material chemical composition, wt. % fe c mn si cr ni mo b s355n rest max. 0.24 max. 1.6 max. 0.55 – – – – hardox 450 rest 0.26 1.6 0.7 1.4 1.5 0.6 0.005 ml ρ abm abm+ar designation (hardness) chemical composition, wt. % fe c mn si cr mo nb v w hc-te (61 hrc) rest 5.8 0.9 0.8 30.0 – – – – cnv-te (65 hrc) rest 6.0 1.0 0.9 20.0 5.0 6.0 1.2 1.5 steelcarbw45-te* (65 hrc) rest 3.5 0.8 0.8 15.0 – – – – * the core of hardface steelcarbw45-te electrodes contains tungsten carbide (wc) grains of granularity restricted within the range of 150 μm to 355 μm 28 welding technology review vol. 90 10/2018 fig. 2. measurement points distribution in hardness tests on the face of the overlay weld table iv. the dilution level of overlay welds deposited by tubular electrodes hardness test performed in accordance with the pn-en iso 6508-1:2016-10 standard. each specimen was subjected to five measurements involving the ground surface of the overlay weld face (fig. 2). the test results are presented in table v. specimen designation number of layers area of base metal melted, mm2 area of reinforcement of the deposit, mm2 dilution, % average dilution, % hc-te-1 1 22.7921 87.2726 20.7 20.9 1 19.6349 73.2806 21.1 hc-te-3 3 17.9770 202.5833 8.2 8.6 3 23.4652 235.9865 9.0 cnv-te-1 1 20.1678 81.5378 19.8 22.4 1 24.2885 72.6987 25.0 cnv-te-3 3 20.1991 219.1866 8.4 8.8 3 25.4401 250.1980 9.2 steelcarbw45-te-1 1 19.4258 61.5623 24.0 22.9 1 21.0165 74.9647 21.9 steelcarbw45-te-3 3 18.0433 220.3653 7.6 9.8 3 27.0511 199.5324 11.9 chemical composition analysis the analysis of the chemical composition involved the use of spark source optical emission spectrometry. each specimen was subjected to three chemical composition measurements involving the ground surface of the overlay weld face (fig. 2). the average content of chemical elements are presented in table vi. microscopic metallographic tests the structure of the deposited layers was identified in microscopic metallographic tests performed using light microscopy. in addition, based on photographs of the microstructure table iii. results of metal-mineral abrasion resistance test of tubular electrodes overlay welds and hardox 450 steel specimen designation number of layers mass loss, g average mass loss, g average density, g/cm3 average volume loss, mm3 relative abrasive wear resistance* hardox 450 – 0.6699 0.6685 7.7436 86.3294 1.00 – 0.6671 hc-te-1 1 0.3271 0.3185 7.3430 43.3746 1.99 1 0.3099 hc-te-3 3 0.1388 0.1339 7.1246 18.7940 4.59 3 0.1290 cnv-te-1 1 0.2558 0.2491 7.3962 33.6795 2.56 1 0.2424 cnv-te-3 3 0.1001 0.1022 7.2110 14.1728 6.09 3 0.1043 steelcarbw45-te-1 1 0.2772 0.2694 8.2695 32.5775 2.65 1 0.2616 steelcarbw45-te-3 3 0.1242 0.1290 9.3853 13.7449 6.28 3 0.1338 * relative abrasion wear resistance in relation to the resistance of the specimens made of steel hardox 450 29welding technology review vol. 90 10/2018 specimen designation number of layers hardness test point average hardness, hrc average hardness, hrc1 2 3 4 5 hc-te-1 1 59.2 60.1 57.9 59.7 60.0 59.4 59.1 1 58.6 60.4 55.9 60.2 59.4 58.9 hc-te-3 3 61.7 62.3 61.1 62.1 62.2 61.9 61.8 3 62.4 60.8 61.8 61.5 62.0 61.7 cnv-te-1 1 58.7 61.0 60.4 59.7 59.1 59.8 59.6 1 60.7 57.9 60.1 59.7 58.9 59.5 cnv-te-3 3 61.7 61.8 62.8 62.4 63.0 62.3 62.5 3 63.7 60.9 63.4 63.8 61.6 62.7 steelcarbw-45-te-1 1 57.6 60.2 60.4 59.7 59.3 59.4 59.4 1 60.2 58.1 57.9 60.1 60.0 59.3 steelcarbw-45-te-3 3 60.7 65.2 63.7 62.6 62.9 63.0 63.2 3 61.4 62.9 65.0 64.2 63.4 63.4 hardox 450 – 45.3 40.3 43.9 44.5 45.4 43.9 43.8 – 45.2 45.3 43.7 42.7 41.8 43.7 of the cross-sections of the overlay welds made using the hardface steelcarbw45-te electrodes, the size of tungsten carbides was identified using a related software programme. the size of the tungsten carbides was restricted within the range of approximately 30 μm to 260 μm. the carbides were present at the bottom part of the deposited overlay weld. figure 3 presents the microstructures of the deposited overlay welds. the analysis of the chemical composition, microscopic test results and reference scientific publications revealed that the deposited layers contained chromium carbides in austenitic matrix (hardface hc-te) as well as chromium carbides and complex carbides of niobium, molybdenum, vanadium and tungsten (hardface cnv-te) as well as tungsten carbide grains and carbides of tungsten and chromium in martensitic matrix (hardface steelcarbw45-te) [7,9]. fig. 3. microstructures of overlay welds deposited by tubular electrodes: a) hardface hc-te third layer, b) hardface cnv-te third layer, c) hardface steelcarbw45-te third layer, d) hardface steelcarbw45-te first layer, fusion zone table v. results of hrc hardness measurements on the face of the tubular electrodes overlay weld a) c) b) d) 30 welding technology review vol. 90 10/2018 summary the test results revealed that the use of the tubular electrodes having a diameter of 6.0 mm and a current of 130 a causes the dilution in the one-layer overlay welds restricted within the range of 19.8 to 25.0%. in turn, in the three-layer overlay welds, the dilution was restricted within the range of 8.6 to 9.8%. the average hardness in the first overlay weld layer was restricted within the range of 58.9 to 59.8 hrc. an increase in the number of layers, combined with a resultant decrease in dilution, was accompanied by an increase in the hardness of the overlay welds. as regards to the three-layer overlay welds made using the hardface electrodes, the hardness was restricted within the range of 61.7 to 61.9 hrc (hc-te), 62.3 to 62.7 hrc (cnv-te) and 63.0 to 63.4 hrc (steelcarbw45-te). the average hardness of the specimens made of steel hardox 450 was amounted to 43.8 hrc. similar to hardness, the content of alloying elements was higher in the third layer than that in the first one. it was noticed that the chemical composition of the three-layer overlay welds made using the tubular electrodes was similar or the same as that declared by the manufacturer of the filler metals in relation to five-layer overlay welds (weld deposit) [9]. the increased content of carbon in the three-layer overlay welds and tungsten in the one-layer and in the three-layer overlay welds made using the hardface steelcarbw45-te electrodes could be ascribed to the partial dissolution of tungsten carbide contained in the core. it was ascertained that tungsten carbides were predominantly present in the lower parts of the overlay weld beads, which could be attributed to the higher density of the former than that of the matrix metal. the metallographic tests confirmed information contained in reference publications, whereby it was possible to obtain porosity-free overlay welds without the necessity of pre-baking tubular electrodes before hardfacing. in the overlay welds made using the covered solid-cored electrodes, containing tungsten carbides of similar granularity (in the coating), tungsten carbides dissolved entirely during hardfacing [5]. in turn, the one and three-layer overlay welds made using the hardface steelcarbw45-te tubular electrodes contained undissolved tungsten carbides (wc). in terms of hardness, content of alloying elements and metal-mineral type abrasive wear resistance, the three-layer overlay welds were characterised by superior properties. the highest relative abrasive wear resistance was that of the overlay weld made using the hardface steelcarbw45-te electrode. the above-named specimen was 6.28 times more resistant to abrasion than the reference specimen made of steel hardox 450. similarly high resistance to abrasive wear (i.e. more than six times) was characteristic of the three-layer overlay weld made using hardface cnv-te electrode. the third layer of the specimen made using the hardface hc-te electrode was 4.59 times more resistant to abrasive wear than hardox 450. the relative abrasive wear resistance of the one-layer overlay welds determined in accordance with the astm g 65 standard was 2.65 (hardface steelcarbw45-te), 2.56 (hardface cnv-te) and 1.99 (hardface hc-te) times higher than the resistance of the reference specimen. it was ascertained that when determining the relative metal-mineral type abrasive wear resistance in accordance with astm g 65 based solely on mass loss, obtained values differed from those taking into consideration both the mass loss and the density of a given test specimen. the use of volume loss in abrasive wear resistance tests is recommended in standard [11]. the tests concerning the properties of the overlay welds made using the tubular electrodes did not reveal the correlation between hardness and metal-mineral type abrasive wear resistance. table vi. results of chemical composition analysis of the tubular electrodes overlay weld designation of the sample number of layers chemical composition, wt. % fe c mn si cr mo nb v w hc-te-1 1 reszta 3.42 1.0 1.0 20.96 0.04 0.01 0.04 <0.01 hc-te-3 3 reszta 5.82 0.9 1.2 30.09 0.04 0.02 0.04 <0.01 cnv-te-1 1 reszta 3.11 1.3 1.2 13.52 2.93 3.64 0.88 0.68 cnv-te-3 3 reszta 5.50 1.9 1.6 18.85 4.58 5.92 1.28 1.18 steelcarbw45-te-1 1 reszta 2.17 0.8 1.2 10.35 0.68 0.02 0.17 40.30 steelcarbw45-te-3 3 reszta 4.01 0.6 1.8 15.21 0.08 0.18 0.03 41.90 references [1] v. lazic, d. arsic, r. nikolic, m. mutavzic, b. hadzima, revitalization of the damaged machine parts by hard facing as a way of saving funds, production engineering archives (2016), vol. 12 (3), 9-13. [2] d. womersley, hardfacing: not merely a reclamation process, surface engineering (1995), vol. 11 (1), 43-46. [3] a. klimpel, napawanie i natryskiwanie cieplne. technologie, wnt (2000), warszawa, 92. [4] a.k. mangla, s. singh, j.s. grewal, v. chawla, improvement in abrasive wear resistance by hardfacing: a review, national conference on advancements and futuristic trends in mechanical and materials engineering (2010), 90-95. [5] j. węgrzyn, elektrody kompozytowe z węglikiem wolframu w otulinie, welding technology review (1995), vol. 47 (12), 5-9. [6] a. gruszczyk, kształtowanie struktury napoin żeliwnych przez podwyższenie ich zdolności do grafityzacji, welding technology review (2011), vol. 83 (10), 61-66. [7] a. klimpel, a. gruszczyk, k. luksa, a. szymański, otulone elektrody rurkowe do napawania, welding technology review (1995), vol. 47 (4), 1-4. [8] a. cruz-crespo, a. scotti, m. rodriguez-perez, operational behavior assesment of coated tubular electrodes for smaw hardfacing, journal of materials processing technology (2008), vol. 199, 265-273. [9] katalog firmy welding alloys polska sp. z o.o., elektrody rurkowe wa do napawania, 2017. [10] norma pn-en 14700:2014-06 materiały dodatkowe do spawania – materiały dodatkowe do napawania utwardzającego. [11] norma astm g 65-00 standard test method for measuring abrasion using the dry sand/rubber wheel apparatus. © 2019 by the authors. submitted for possible open access publication under the terms and conditions of the creative commons attribution (cc by) license (http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/). 19welding technology review vol. 91 1/2019 the simulation of the stress field of welded joint containing discontinuity no 1014 mgr inż. jerzy nawrocki – bilfinger-tebodin poland; prof. dr hab. inż. jacek słania – czestochowa university of technology corresponding author: jerzy.nawrocki@bilfinger.com introduction models and their mathematical methods of description for centuries have had a very limited application due to the huge amount of algebraic operations necessary to obtain a satisfactory result. this state of affairs was changed by the invention of the semiconductor, the construction of the transistor in 1947 and the first computer (fem) in the early 1960s. since the mid-twentieth century, thanks to the theoretical work of many outstanding scientist, the fem method has been developed continuously. their effort was realized only thanks to unprecedented progress in the field of computer techniques. one of the most important articles in this field from the mid-1960s was the publication of „computer experiments in fluid dynamic” by harlow and fromm. consisting in the creation in very short time the third pillar of the science. from that time, in addition to the theory and experiment, a computer simulation is accessible. this article presents the fem method in the field of welding. description of the welded joint for the static simulation the model of 200 mm length butt-welded joint was used. it consists of two 40 mm thickness bars with accordance figure 1. for the purpose of simulation the model of base material non-alloy steel s235jrg2 according to en 10025-2 [1] and consumable gmaw wire jerzy nawrocki, jacek słania electrode g3si1 according to en iso 14341 [2] was prepared. regardless of that cracks is not allowed at any quality level en iso 5817 [3], the analysis was performed to figure out the stress fields around this type discontinuity. the parameters of the welded joint model shown in figures 2 and 3 fig. 1. the welded joint keywords: fem simulation; stress concentration in the welds; discontinuities; fracture mechanic doi: http://dx.doi.org/10.26628/wtr.v91i1.999 abstract this paper contains the results simulation and linear elastic fracture mechanic (lefm) calculation of the welded joint contains it discontinuity 1014. the model base material c-mn non-alloy steel s235jrg2 according to en 10025-2 and consumable gmaw wire electrode g3si1 according to en iso 14341 was prepared. due to stress singularity effect located at the tip of the crack, the huber-mises-hencky (h-m-h) hypothesis cannot be used, so that the stress intensity factor (ki) and fracture toughness (kic) was applied. the lefm analysis showed the range where the existence of crack can be acceptable. based on well-known lefm issue the verification of simulation program was performed. the stress intensity factor (ki) values was obtained from fem simulation process. 20 welding technology review vol. 91 1/2019 fig. 4. strength of the joint according to the fracture mechanics s tr es s [m p a] actual crack depth [cm] fig. 3. example of density of the grid in the discontinuities fig. 2. the draft of the discontinuities no 1014 is as hereunder: – finite element size = 0.3 mm, – number of nodes = 156 948, – number of finite elements = 113 815. a division into tetragonal finite elements was applied, taking into account the principle of density of the grid in pla ces of special importance. it has always been the area of occurrence of the analysed discontinuity. kr kr the nominal cross-section is equal to the total area of the cross-section reduced by the area of discontinuity: anom=sb-l1014 h1014 (1) where: s – width of the joint [mm], b – height of the joint [mm], l1014 – crack length [mm], h1014 – crack depth [mm]. the condition of the necessary balance is: σa=σnom anom (2) as a consequence, the joint’s strength is: σnom=uts (1-anom/sb) (3) to evaluate the stresses created by the discontinuity no. 1014 the single edge notch and criterion failure ki = kic is adapted. the value of the fracture toughness kic = 217 mpa•m0.5 suitable for c-mn steel was adopted from publication [5]. the capacity of the welded joint with discontinuity can be describe as hereunder: σki=kic/√(πh1014)×1/[1,12-0,23(h1014/b)+10,55(h1014/b)2 -21,72(h1014/b)3+30,39(h1014/b)4] (4) the calculation were made for the depth of the crack in the range from 5 to 75% of the joint’s thickness. the graph (fig. 4) shows three curves: – red – tensile strength of s235 steel equal to 360 mpa, – green – static critical strength σnom, – blue – critical strength from the point of view of fracture mechanics σki. in figure 4, that the welded joint with crack up to 20 mm deep will break due to exceeding of the tensile strength of the base material. from the depth 20 mm the maximum strength analysis of discontinuities using the fracture mechanics method due to stress singularity effect located at the tip of the crack, the huber-mises-hencky (h-m-h) hypothesis cannot be used. the fracture mechanics method which operates on another type approach shall be used. it is stress intensity factor (ki) and fracture toughness (kic). the finite dimen sions of the welded joint was taken into account in this simulations. the ready-made formulas for specific cracks-load cases configuration can be found in the literature [4]. kr kr 21welding technology review vol. 91 1/2019 fig. 5. the shape of the butt joint stress field for 50% wwn – top view will decrease significantly. for such case the safe working range is below the blue line. plastic zone of discontinuities fem simulation results as well as experimental data indicates the plastic zone at the tip of the crack where the stresses are so high, that the approaches of elasticity theory and linear-elastic fracture mechanic can not be used. however implementation of the concept small plastic area (spa) located at the tip of the crack (fig. 5) may solve such problems. there are, however, two conditions: firstly, the spa area must be much smaller than the crack depth and width of the joint itself, and secondly, the load may not be too large, so that the tension generated on the tip of the crack does not affect the stress field too much [6]. assuming that the metal of the joint is perfectly elastic and plastic, the actual stresses cannot exceed the yield strength of the base material. the main problem in the correct interpretation of longitudinal crack simulation is therefore to determine the length of the plastic zone. according to the so-called irwin’s first approximation, the crack and its direct proximity to the stress will be approximately constant at the apex, while outside this area they will decrease as it moves away from it. if the values of the stress field exceed the yield point, the only variable will be the area of the spa zone. the definition of a conventional yield stress ys0.05 according to en iso 6892-1:2016-09 [7], which determines this stress as giving 0.05% strain, was used as a criterion. for the butt-joint analysed, where the crack is in the native material of s235 steel with typical parameters (e = 210 gpa, v = 0.3), the elongation ε for the yield point is 225/210000 = 0.00107 (0.107%). therefore, it was assumed that the plasticisation of the native material will start at the place where the simulation will obtain elongation values above 0.00107. simulation of welded joint model for the purpose of the simulation the model of the crack whose width at the tip was 0.02 mm was prepared. it is known from the practice that the depth of the 1014 discontinuity should not exceed 2 mm, so this value has been accepted for calculations. the series of simulation was made for two load combinations: axial tension and torsion (fig. 5). in order to examine the dependence of the shape and surface of the plastic zones of psa on the applied load, eight load steps from 10 to 80% ys0.2 of the base material determined as the stress utilization coefficient were used (fig. 6). stress intensity factor the anysy 18.1 academic program used in this paper has been widely used since early 1970’s, therefore the verification of result quality is formality only. nevertheless it was done to fulfilled the principles of the simulations process. for the purpose of the verification the well-known issue from fracture mechanic was used (fig. 7). the model was divided into 5160 elements and 4323 nodes using hex-dominant method with more density at the tip of the crack. the series of simulations was made at the close contour of the crack. in the context of fem simulation, where the issue of error of discretization plays a significant role, 6 contours were used, after which the said parameter was calculated. the contour no. 1 is closest to the face of the crack, where the grid of elements and the stress field are the most distorted by them. however, the results of the ki coefficient for contours 2 to 6 will be similar to each other. as a rule, the outermost contour is rejected because it is farthest from the front of the crack. the value of the stress intensity coefficient for the analysed case can be determined in accordance with [8]: ki=σ√πa [1,122-0,231(a/b)+10,550(a/b)2-21,710(a/b)3+ +30,382(a/b)4] (5) where: σ – tensile stress [mpa], a – crack depth [mm], b – plate width [mm], h – distance from applying the tensile force [mm]. tension torsion 22 welding technology review vol. 91 1/2019 fig. 9. ki coefficient, contour 2, wwn 80%, crack depth 10 mm deformation lines isobars of reduced stress fig. 7. the problem of fracture mechanics used to verify the program fig. 8. verification of simulation. comparison of the values of kiteor and kisym coefficients fig. 6. the shape of the butt joint stress field for 50% wwn – cross-section isobars of tension stresses isobars of torsion stresses k i [ m p a• m 0, 5 ] tensile stress [mpa] 23welding technology review vol. 91 1/2019 fig. 10. distribution of the coefficient ki for contours 1 to 6 the values used for the simulation are: a = 10 mm, b = 40 mm and h = 100 mm. for such values, the above pattern is redu ced to the formula: ki=0,265σ (6) figure 8 shows a comparison graph for two values of stress intensity coefficients. values calculated from formula 5 are designated as kiteor, and obtained from simulation – kisym. the analysis of the results allowed to estimate the maximum simulation error at 7.57%, with a minimum of 2.70%. the stress intensity factors ki, kii,kiii, taking into account the shape of the body and the slit, as well as the combination of the load, is sufficient to fully describe the state of the stress field in front of the crack’s tip. figure 9 shows graphical simulation results of the setting with the force extending the discontinuity 1014 of the longitudinal crack in the basic material. figure 10 shows the values of the ki factor for individual contours. as described earlier, the results for contour 1, the nearest to the front of the crack, significantly differ from the others. for this reason, it was not taken into account and was given only for informational purposes. the ki factor is the smallest in the middle of the crack, the largest at both ends and shows a certain symmetry with respect to the centre of the crack. this is due to the existence of a pss condition from the not cracked material adjacent to the crack, which by stiffening both ends of the crack generates a three-axis stress condition at both ends of the crack. this coincides with a lot of experimental data, which indicates that along the entire front of the crack, in its half the tension before k i [ m p a• m 0. 5 ] the length of the gap [mm] conclusions 1. the shape of the stress field generated by the discontinuity no 11014 significantly depends on the load combination. 2. from the fracture mechanic point of view the welded joint with discontinuity 1014 up to 20 mm depth will break in base material. in other words, the existence of discontinuity does not reduce the load capacity of the joint under static load conditions. the literature states that the stress intensity coefficient kic applies to the crack depth value equal to ~ 0.7 of thickness of the native material. this means that for cracks more than 28 mm deep, the stress values obtained should not be taken into account. from the point of view of the fracture mechanics, there is a safe working area of the joint with a short discontinuity no. 1014 axially stretched. this is the area below the blue line in figure 4 limited to a depth of discontinuity of 20 mm. 3. a series of joint simulations performed in various configurations of crack’s depth-tensile stress shows that from the point of view of static loads there is a safe work area. however, it should be borne in mind that the acceptance of simulation results of stress reduced directly from the tip of discontinuity leads to significantly overstated results. therefore, according to h-m-h hypothesis, it is proposed to use stress outside the plastic deformation zone. the front of the crack is smaller than at its ends. it should be noted that in the available literature there are no calculated values of the ki factor for a gap which is not crossing throughout the entire thickness of the element. references [1] pn-en 10025-2:2007 wyroby walcowane na gorąco ze stali konstrukcyjnych część 2: warunki techniczne dostawy stali konstrukcyjnych niestopowych. 2007. [2] pn-en iso 14341. materiały dodatkowe do spawania. druty elektrodowe i stopiwo do spawania łukowego elektrodą metalową w osłonie gazu stali niestopowych i drobnoziarnistych. klasyfikacja. 2017. [3] pn-en iso 5817 spawanie. złącza spawane ze stali, niklu i tytanu i ich stopów. poziomy jakości według niezgodności spawalniczych. 2009. [4] j. german, podstawy mechaniki pękania, politechnika krakowska, kraków, (2011). [5] d. roylance, introduction to fracture mechanic, mit, cambrige (2001). [6] j.w. hutchinson, fundamentals of the phenomenological theory of nonlinear fracture mechanics, journal of appiled mechanics, asme (1981), tom 50. [7] pn-en iso 6892-1:2016-09. metale. próba rozciągania. metoda badania w temperaturze pokojowej, pkn, warszawa (2016). [8] h. tada, p.c. paris i g.r. irwin, the stress analysis of cracks handbook, asme press, new york (2000). © 2019 by the authors. submitted for possible open access publication under the terms and conditions of the creative commons attribution (cc by) license (http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/). 201404_pspaw_8972.pdf 18 przegląd spawalnictwa 4/2014 wpływ temperatury wygrzewania na trwałość zmęczeniową w bimetalach stal-tytan otrzymanych metodą zgrzewania wybuchowego the effect of annealing temperature   on the fatigue life in bimetals steel-titanium   made by explosive welding dr robert bański, dr hab. inż. dariusz rozumek, prof. po – politechnika opolska. autor korespondencyjny/corresponding author: r.banski@po.opole.pl streszczenie w pracy opisano wpływ obróbki cieplnej na rozwój pęknięć zmęczeniowych w próbkach stal-tytan wykonanych metodą zgrzewania wybuchowego. badane próbki o przekroju poprzecznym prostokątnym poddano zginaniu przy wartości średniej naprężenia równej zero. dokonano pomiaru twardości w obszarze złącza. wzrost pęknięć zmęczeniowych był cyklicznie mierzony przy użyciu mikroskopu optycznego. w próbkach obserwowano wzrost pęknięć zmęczeniowych równolegle do przyłożonego obciążenia, którego kierunek zmieniał się na linii złącza bimetalu. następnie obserwowano rozwój pęknięcia wzdłuż linii złącza powodując rozwarstwienie bimetalu. rozwój pęknięć następował od strony stali lub tytanu w zależności od zastosowanej obróbki cieplnej (wielkość ziarna). na przełomach bimetalu występują zarówno pęknięcia przebiegające transkrystaliczne jak i po granicy ziaren. słowa kluczowe: zgrzewanie wybuchowe, bimetal, stal, tytan, mikrostruktura, pęknięcia abstract the paper presents influence of heat treatment on the fatigue crack growth in steel-titanium specimens made by the explosive welding. the tested specimens of the rectangular cross-section were subjected to bending under the stress mean value equal to zero. the measurement of hardness was performed in the joint area. the fatigue crack growth was measured in cycles by means of the optical microscope. in the specimens, the fatigue crack growth was observed in parallel to the applied loading, the direction of which varied along the interface line. next, the crack growth was observed along the interface line when the bimetal was stratified. the crack growth started from the side of steel or titanium depending on the heat treatment (grain size). at the bimetal fractures there were both the cracks running transcrystalline and along the grain boundary ones as well. keywords: explosive welding, bimetals, steel, titanium, microstructure, cracks robert bański dariusz rozumek wstęp odporność korozyjna tytanu jest znana i dlatego jest on chętnie stosowany do budowy aparatury procesowej, głównie w przemyśle chemicznym, energetycznym, farmaceutycznym, petrochemicznym, itp. wysoka cena tytanu skłania do stosowania materiałów platerowanych, gdzie tytan stanowi jedynie warstwę o niewielkiej grubości (zwykle 3÷6 mm) nałożoną na materiał podstawowy. podczas platerowania metodą wybuchową, zgrzewane blachy zostają rozpędzone do bardzo dużych prędkości [1]. w wyniku ich wzajemnego zderzenia dochodzi do umocnienia obu blach, w największym stopniu w strefie złącza. zjawiska te, jak i sam proces, opisano szerzej w publikacjach [2, 3]. proces ten prowadzi do powstania silnych 19przegląd spawalnictwa 4/2014 naprężeń w łączonych materiałach, wzrostu ich gęstości dyslokacji i ich twardości oraz zmniejszenia ciągliwości. w celu usunięcia powstałych zmian, plater po zgrzewaniu poddaje się wyżarzaniu, głównie odprężającemu. problemem jest natomiast ustalenie temperatury obróbki cieplnej, albowiem oba łączone materiały mają odmienne właściwości i wymagają różnych temperatur obróbki cieplnej. w przedstawionym artykule omówiono plater składający się ze stali s355j2+n jako materiału podstawowego i tytanu grade1 jako warstwy wierzchniej (nastrzeliwanej). do badań wytypowano plater, w którym w strefie złącza występuje niewielka ilość fazy przetopionej. celem pracy jest badanie trwałości zmęczeniowej z uwzględnieniem rozwoju pęknięć przy zginaniu wahadłowym w bimetalach stal-tytan poddanych wpływom różnej temperatury wygrzewania. metodyka badań badaniom poddano próbki pobrane z blach o wymiarach 3650 mm x 1900 mm wykonane metodą platerowania wybuchowego przez z.t.w. explomet. materiałem bazowym była blacha stalowa s355j2+n o grubości 40 mm, natomiast materiałem nakładanym tytan gr.1 (sb265gr.1) o grubości 6 mm. skład chemiczny obu materiałów podano w tablicy i i ii. stal s355j2+n (wg pn-en 10025) to stal niskostopowa o podwyższonej wytrzymałości, używana do budowy konstrukcji narażonych na działanie warunków atmosferycznych. charakteryzuje się ona dużą wytrzymałością oraz odpornością na korozję i jest dobrze spawalna, ma strukturę ferrytyczno-perlityczną [4]. tytan grade 1 to czysty technicznie materiał o jednofazowej strukturze α. temperatury w celu wyznaczenia temperatury występowania zjawisk dyfuzyjnych na granicy złącza bimetalu. dobrany zakres temperatury w przypadku tytanu odpowiada wyżarzaniu odprężającemu, rekrystalizującemu oraz przemianie alotropowej tiα w tiβ. próbki do badań metalograficznych wycinano z plateru i analizowano na przekroju równoległym do kierunku przemieszczania się fali wybuchu. próbki pobrano z miejsc najbardziej oddalonych od punktu pobudzenia wybuchu, które to miejsca mają teoretycznie najgorsze właściwości wytrzymałościowe po złączeniu materiałów. zgłady metalograficzne wykonano przez szlifowanie na papierach ściernych, polerowanie z użyciem past diamentowych, a następnie trawiono: tytan – roztworem kwasu fluorowodorowego, natomiast stal – nitalem. tak przygotowany materiał badano z wykorzystaniem mikroskopii optycznej (mikroskop olympus ix70) z zastosowaniem światła spolaryzowanego, kontrastu fazowego oraz z wykorzystaniem komputerowego analizatora obrazu (leco ia 32) dla określenia morfologicznych parametrów opisujących strefę połączenia. na rysunku 1 pokazano przekrój poprzeczny połączenia dwóch blach, przy powiększeniu 50x, na którym widać na górze strukturę tytanu, a na dole strukturę stali. tablica iii. charakterystyczne parametry złącza table iii. characteristic parameters of the joint c ti n h fe o 0,004 reszta 0,006 0,003 0,025 0,053 c mn si p s cu ni cr 0.189 1.41 0.30 0.01 0.004 0.23 0.03 0.05 mo v ti al n nb fe 0.004 0.003 0.002 0.031 0.005 0.003 reszta tablica i. skład chemiczny tytanu gr.1, %wag. table i. chemical composition of the titanium gr.1 in %wt. tablica ii. skład chemiczny stali s355j2+n, %wag. table ii. chemical composition of the s355j2+n steel, w celu usunięcia naprężeń jakie powstały w trakcie platerowania, bimetal poddano obróbce cieplnej polegającej na podgrzaniu do temperatury: 500oc, 600oc, 700oc, 800oc, oraz 900oc z prędkością 90oc/h i wygrzaniu przez 24 h. następnie chłodzono bimetal z piecem z prędkością 100oc/h. zastosowano taki zakres rys. 1. strefa złącza plateru stal-tytan fig. 1. the zone of steel-titanium clad joint złącze to ma charakterystyczną budowę falistą z niewielką ilością obszarów przetopionych oraz mikropęknięć i mikropustek w zawinięciu fal. w tablicy iii podano zmierzone wartości średnie parametrów złącza występujące w badanym platerze w zależności od zastosowanej temperatury obróbki cieplnej. temp. wygrz. °c średnia długość fali λ, μm średnia wysokość fali h, μm pomiarowa długość linii złącza l, μm suma powierzchni przetopień s, μm2 wartość wsp. rgp, μm 500 843 99 23784 71325 3,0 600 781 79 22215 67834 3,1 700 823 87 23276 56390 2,4 800 715 99 23874 90295 3,8 900 822 92 23716 72346 3,1 20 przegląd spawalnictwa 4/2014 tablica iv. właściwości mechaniczne badanych materiałów przed połączeniem table iv. mechanical properties of materials before cladding rys. 2. kształt i rozmiary próbki do badań, wymiary w mm fig. 2. specimen for tests of fatigue crack extension, dimensions in mm właściwości statyczne badanych materiałów przed połączeniem są zawarte w tablicy iv. wytrzymałość plateru na ścinanie powinna wynosić min 140 mpa zgodnie z astm b898, a w otrzymanych platerach staltytan wynosiła 343 mpa. materiał re, mpa rm, mpa e, gpa a5, % ti gr.1 193 308 104 46 s355j2+n 368 578 210 30 próbki do badań zmęczeniowych, o prostokątnym przekroju poprzecznym, pokazano na rysunku 2. były one wycięte z blachy równolegle do kierunku detonacji i przygotowane zgodnie z astm d 3165-95. każda próbka ma nacięty zewnętrzny karb o promieniu r = 22,5 mm. powierzchnia próbki została uzyskana poprzez frezowanie i polerowanie z zastosowaniem coraz drobniejszego papieru ściernego. ostateczna średnia chropowatość wynosiła 0,16 µm. badano próbki, w których stosunek netto wysokości tytanu do stali wynosił h1 : h2 = 1 : 2,5. badania prezentowane w pracy zostały uzyskane na politechnice opolskiej w opolu i wykonano je na maszynie zmęczeniowej mzgs-100 umożliwiającej realizację przebiegów cyklicznego zginania, skręcania i zginania ze skręcaniem [5]. badania wykonywano w zakresie niskiej i wysokiej liczby cykli, przy obciążeniu z kontrolowaną siłą (w tym przypadku kontrolowano amplitudę momentu) i częstotliwości obciążenia 28,4 hz. badania zmęczeniowe były prowadzone przy współczynniku asymetrii cyklu r = -1 i stałej amplitudzie momentu ma = 14,2 nm, co odpowiadało nominalnej amplitudzie naprężenia normalnego dla przekroju netto σa = 248,6 mpa do inicjacji pęknięcia (naprężenia obliczano dla badanej stali, w której rozwijało się pęknięcie zmęczeniowe). różna sztywność materiałów powoduje, że oś obojętna nie występuje w miejscu linii złącza tylko jest przesunięta. po obliczeniu położenia osi obojętnej można stwierdzić, że dla stosunku wysokości próbki h1 : h2 = 1 : 2,5 oś ta znajduje się w stali w odległości 3,08 mm od podstawy. teoretyczny współczynnik kształtu karbu w próbce, który przy zginaniu wynosił αk = 1,045, wyznaczono zgodnie z równaniem podanym w pracy [6]. rozwój pęknięć obserwowano na powierzchniach bocznych próbek za pomocą mikroskopu optycznego bezpośrednio na maszynie zmęczeniowej. przyrosty pęknięć zmęczeniowych mierzono za pomocą mikrometru umieszczonego w mikroskopie przenośnym o powiększeniu 25x z dokładnością 0,01 mm, notując jednocześnie bieżącą liczbę cykli obciążenia n. pomiar długości pęknięcia „a” do linii złącza mierzono jako przyrost tej długości w poprzek próbki, natomiast na linii złącza również jako przyrost długości pęknięcia ale wzdłuż próbki. wyniki badań i ich analiza pomiary twardości prowadzono wzdłuż linii prostopadłej do złącza i stwierdzono, że twardość wzrasta w stronę linii złącza i maksimum osiąga w jej okolicy (rys. 3). pomiary twardości wykonano, na twardościomierzu leco amh 2000, metodą vickersa przy obciążeniu 100 g. uśrednione wyniki pomiarów twardości przedstawiono na rysunku 3. wynika z nich, że twardość bimetalu nie jest jednorodna i zależy od temperatury wygrzewania. największe zmiany obserwuje się w tytanie dla temperatury 900oc. rys. 3. rozkład twardości w przekroju poprzecznym złącza stal-tytan fig. 3. distance from interface vs. hardness variation of steel-titanium joint twardość obu połączonych materiałów, w całym ich przekroju, jest wyższa od twardości materiałów przed platerowaniem, wynoszącej odpowiednio dla stali 167 hv0,1 i dla tytanu 145 hv0,1. dla obróbki cieplnej w temperaturze 500oc twardość w pobliżu linii złącza jest wyższa dla stali i wynosi ok. 240 hv0,1, a dla tytanu ok. 165 hv0,1. w przypadku tytanu zastosowanie obróbki cieplnej w zakresie temperatury 500÷700oc nie powoduje większych zmian twardości. dla wyższych temperatur następuje znaczący wzrost twardości, największy obserwuje się w okolicy złącza i wynosi 320 hv0,1 dla temperatury 900oc. natomiast tendencja zmian twardości w stali jest odwrotna niż dla tytanu i dla temperatury 500oc twardość jest największa, natomiast dla temperatury 900oc twardość jest najmniejsza. przy linii złącza następuje spadek twardości. 21przegląd spawalnictwa 4/2014 w głównej mierze wynika to z tego, że struktura wykazuje w coraz większym stopniu odwęglenie (stopniowe zmniejszanie się ilości perlitu i wzrost ilości ferrytu). w stali zastosowanie obróbki cieplnej powoduje rekrystalizację (w zakresie temperatury 600÷700oc) oraz normalizację (w zakresie temperatury 800÷900oc), która powoduje rozrost ziaren. podczas rekrystalizacji wtórnej, rozrost ziaren jest uzależniony od stopnia gniotu w odpowiednich obszarach plateru. w tytanie w zakresie temperatury 500÷700oc obserwuje się rekrystalizację i stopniowy rozrost ziaren od 32 µm do 356 µm. temperatura 800oc i 900oc powoduje dalszy rozrost ziaren tytanu od 490 µm do 935 µm. ze wzrostem temperatury w strefie złącza spada twardość stali, a wzrasta tytanu co jest wynikiem dyfuzji węgla ze stali do tytanu. jest to widoczne w okolicy linii złącza i tu obserwuje się tworzenie twardych i kruchych węglików tytanu. widoczne jest występowanie czarnych wtrąceń na granicach ziaren w tytanie. dodatkowo długi czas obróbki cieplnej i mocne zdefektowanie sieci krystalograficznej powstałej podczas zgrzewania wybuchowego ułatwia dyfuzję węgla do tytanu. podczas rozwoju pęknięć przy zginaniu w bimetalu stal-tytan poddanym wygrzewaniu w różnej temperaturze zaobserwowano, że próbki charakteryzowały się równomiernym wzrostem pęknięć po obu stronach powierzchni bocznych. podczas badań doświadczalnych obserwowano rozwój pęknięć zmęczeniowych od strony stali lub tytanu. pęknięcia pokazane na rysunku 4 rozwijały się przeważnie w płaszczyznach prostopadłych do największych naprężeń normalnych w tytanie lub stali. rozwijające się pęknięcie po dojściu do linii złącza przecinało ją i wzrastało podobnie w drugim materiale (rys. 4a) lub przebiegało wzdłuż linii złącza (rys. 4b-4e). po przejściu pęknięcia przez linię złącza wzrastało ono podobnie, jak przed dojściem do linii złącza z tym, że w drugim materiale plateru. przyczynę takiego zachowania się pęknięć można tłumaczyć różnym stopniem lokalnego zdefektowania sieci krystalograficznych obu materiałów na granicy złącza, w wyniku zderzenia łączonych materiałów oraz rozrostem ziarna. natomiast rozwój pęknięć następuje w miejscach, gdzie wskutek zdefektowania sieci krystalograficznej wiązania międzyatomowe są najsłabsze. na rysunku 5 przedstawiono przykładowe długości pęknięć próbek w funkcji trwałości. próbki te badano przy obciążeniu ma = 14,2 nm, w którym dla temperatury 500oc, 600oc, 700oc, 800oc, i 900oc uzyskano trwałości nf = 1 669 000, 446 500, 264 500, 139 000, 116 500 cykli. inicjację pęknięć zmęczeniowych w próbkach obserwowano po 1 625 000, 395 000, 236 000, 115 500, 102 000 cykli, natomiast wzrost pęknięć mierzono od ich długości ok. 0,14÷0,25 mm. inicjacja pęknięć występowała dla próbek wygrzewanych w temperaturze 500oc w tytanie, a dla temperatury 600oc, 800oc i 900oc w stali, natomiast w temperaturze 700oc obserwowano inicjację zarówno w stali i w tytanie. wzrost pęknięć zmęczeniowych występował zarówno w stali jak i tytanie, z tym że dominujące pęknięcia rozwijały się w materiałach, w których zostają one wcześniej zainicjowane. rys. 4. mikrostruktura i ścieżka pękania w złączu st-ti dla: a) 500oc, b) 600oc, c) 700oc, d) 800oc, e) 900oc fig. 4. microstructure and crack path in steel-titanium joint for: a) 500oc, b) 600oc, c) 700oc, d) 800oc, e) 900oc a) b) c) d) e) rys. 5. długość pęknięcia w funkcji liczby cykli fig. 5. crack length vs. number of cycles 22 przegląd spawalnictwa 4/2014 wnioski na podstawie przeprowadzonych badań próbek bimetalu poddanych obróbce cieplnej, sformułowano następujące wnioski: 1. zaobserwowano wyraźną zależność pomiędzy temperaturą obróbki cieplnej, a rozwojem pęknięć zmęczeniowych. im wyższa temperatura wygrzewania tym mniejsza trwałość zmęczeniowa. 2. temperatura obróbki cieplnej ma wyraźny wpływ na rozkład twardości plateru. największa twardość występuje w strefie złącza od strony tytanu. 3. wzrost temperatury zmienia strukturę metalograficzną bimetalu. ze wzrostem temperatury obróbki cieplnej obserwuje się rekrystalizację oraz rozrost ziaren (głównie w tytanie). natomiast w stali na granicy złącza występuje odwęglenie. literatura [1] crossland b., explosive welding of metals and its application, claredonpress, oxford, 1982. [2] pocica a., bański r., szulc z., gałka a., waindok p., badania bimetalu stal austenityczna – tytan wyżarzanego w różnych warunkach. inżynieria materiałowa. 5/2008, s. 1-4. [3] bański r., rozumek d., rozwój pęknięć zmęczeniowych w bimetalach stal-tytan wykonanych metodą zgrzewania wybuchowego (platerowania). przegląd spawalnictwa, warszawa, 4/2012, s. 9-14. [4] dobrzański l.a., metalowe materiały inżynierskie. wyd. naukowo-techniczne, warszawa 2004. [5] rozumek d., bański r., crack growth rate under cyclic bending in the explosively welded steel/titanium bimetals. materials & design, vol. 38, no. 6, 2012, pp. 139-146. [6] thum a., petersen c., swenson o., verformung, spannung und kerbwirkung. vdi, duesseldorf, 1960. przegląd spawalnictwa welding technology review open access library przegląd spawalnictwa uruchomił możliwość wolnego dostępu do pełnych treści artykułów w ramach open access library. artykuły w języku angielskim w formacie pdf zamieszczane są na tronie internetowej redakcji: www.pspaw.ps.pl. autorów zainteresowanych publikacją w open access library prosimy o przesyłanie artykułów w języku polskim i angielskim. w miesięczniku nastąpi publikacja w języku polskim, a tekst w języku angielskim zostanie zamieszczony na stronie internetowej. 201603_pspaw.pdf 23przegląd  spawalnictwavol. 88 3/2016 mikrostruktura natapianej powłoki ni-cr-b-si microstructure of the ni-cr-b-si coating obtained in surfacing process mgr inż. adam kondej; dr hab. inż. tomasz babul, prof. imp – instytut mechaniki precyzyjnej. autor korespondencyjny/corresponding author: adam.kondej@imp.edu.pl streszczenie stopy ni-cr-b-si są stosowane do lutowania twardego oraz do modyfikacji powierzchni w celu zwiększenia odporności na zużycie ścierne. lutem twardym z tej grupy jest bni-2, stosowany do łączenia stali nierdzewnych, żaroodpornych stopów niklu oraz stali stopowych. w pracy lut bni-2 w postaci folii wykorzystano jako materiał powłokowy. stop po natopieniu i wygrzaniu w piecu próżniowym tworzy wielofazową powłokę. celem pracy było opisanie mikrostruktury powłoki. wyniki badań wskazują na występowanie czterech obszarów o różnej morfologii. wykazano obecność roztworu stałego na bazie niklu, borków niklu, borków chromu oraz krzemków niklu. słowa kluczowe: modyfikacja powierzchni; natapianie; stop bni-2; powłoka wielofazowa; rentgenowska analiza fazowa abstract the ni-cr-b-si alloys are used for brazing and for surface modification to increase the wear resistance. the brazing alloy from this group is bni-2, used for joining stainless steels, heat-resistant nickel alloys and alloy steels. in the work the brazing alloy bni-2 in foil form was used as a coating material. the alloy after surfacing and soaking in a vacuum furnace forms a multiphase coating. the purpose of this work was to describe the microstructure of the coating. the results indicate on the incidence of four areas of different morphology. the presence of the solid solution based on nickel, nickel borides, chromium borides and nickel silicides was demonstrated. keywords:  surface modification; surfacing; bni-2 alloy; multiphase coating; x-ray diffraction analysis wstęp modyfikacja powierzchni dotyczy zamierzonej zmiany właściwości warstwy wierzchniej materiału podłoża, bądź nałożenia warstwy materiału o odmiennych właściwościach niż materiał podłoża (wytwarzanie powłok). techniki wytwarzania warstw wierzchnich i powłok na materiałach metalowych obejmują szereg znanych i stosowanych technologii [1]. powłoki wytwarza się na materiałach konstrukcyjnych z czterech grup ośrodków, sklasyfikowanych według ich stanu skupienia: z ośrodka stałego (np. platerowanie), z ośrodka ciekłostałego (np. natryskiwanie cieplne), z ośrodka ciekłego (np. metalizacja zanurzeniowa) oraz z ośrodka gazowego lub par (np. metody pvd i cvd) [2,3]. w praktyce przemysłowej do wytwarzania powłok na metalach stosuje się m.in. procesy pokrewne spawaniu, takie jak napawanie, natryskiwanie cieplne oraz natapianie. dwie ostatnie techniki nie powodują stopienia materiału podłoża [4]. stopy ni-cr-b-si są stosowane do lutowania twardego stali nierdzewnych, żaroodpornych stopów niklu, stali stopowych. znajdują zastosowanie m.in. w przemyśle lotniczym, energetycznym, chemicznym. lutem twardym z grupy ni-cr-b-si jest stop bni-2 oznaczenie wg american welding society (aws). innym obszarem aplikacji tych materiałów jest modyfikacja powierzchni, mająca na celu zwiększenie adam kondej, tomasz babul odporności na zużycie ścierne, odporności na działanie wysokiej temperatury, odporności na korozję [5]. w prezentowanej pracy proces modyfikacji polegał na natapianiu w piecu próżniowym stopu bni-2 na podłoże stalowe. w wyniku natapiania i wygrzewania otrzymano wielofazową powłokę. podstawy metody natapiania, wykorzystującej jako materiał powłokowy luty twarde, opisano w pracy [6]. cel badań celem przeprowadzonych badań i analiz było opisanie mikrostruktury wielofazowej powłoki otrzymanej po natapianiu stopu bni-2 na podłoże stalowe. przedmiot badań przedmiotem badań była powłoka powstała z natapiania i wygrzewania stopu na bazie niklu. jako materiał powłokowy zastosowano stop bni-2, którego skład chemiczny przedstawiono w tablicy i. w próbach natapiania użyto stop w postaci folii o grubości 0,05 mm. jako podłoże pod powłokę zastosowano stal 42crmo4. skład chemiczny stali przedstawiono w tablicy ii. 24 przegląd  spawalnictwa vol. 88 3/2016 rys. 1. mikrostruktura powłoki powstałej po natapianiu folii bni-2 na podłoże stalowe: a) powłoka o grubości około 200 μm, b) powłoka o grubości poniżej 60 μm fig. 1. microstructure of the coating obtained in the process of surfacing of the bni-2 foil on the steel substrate: a) coating thickness about 200 μm, b) coating thickness of less than 60 μm nazwa lutu zawartość pierwiastków [% wag.] temperatura solid us [°c] temperatura likwidus [°c]cr fe si b ni aws bni-2/ams 4777 7 3 4,5 3,2 82,3 971 999zawartość pierwiastków [% at.] 6,34 3,90 7,81 14,63 67,32 tablica i. skład chemiczny oraz temperatury solidus i likwidus zastosowanego lutu [7] table i. the chemical composition, the solidus and liquidus temperature of the used brazing alloy [7] skład chemiczny [% wag.] c si mn p s cr mo ni al co cu v w 0,42 0,22 0,61 0,01 0,005 1,02 0,16 0,11 0,01 0,004 0,16 <0,0011 <0,01 tablica ii. skład chemiczny stali 42crmo4 – wyniki spektroskopii optycznej [6] table ii. the chemical composition of the steel 42crmo4 results of optical spectroscopy [6] parametry procesu proces natapiania stopu bni-2 na podłoże stalowe prowadzono w laboratoryjnym piecu próżniowym. parametry procesu: temperatura 1075 °c, czas wygrzewania 30 minut, szybkość nagrzewania 15 °c/min, ciśnienie w komorze roboczej 10-3 mbar, chłodzenie wolne z piecem. metodyka badań badania mikrostruktury powłoki przeprowadzono na mikroskopie cyfrowym keyence vhx 5000 przy powiększeniach od 250x do 1000x. obserwacją poddano wytrawione powierzchnie poprzecznych zgładów metalograficznych powłok oraz ich powierzchnie zewnętrzne. do identyfikacji faz powłoki wykorzystano rentgenowską analizę fazową. analizę przeprowadzono za pomocą dyfraktometru rigaku miniflex ii. do badań użyto lampę miedzianą (głębokość wnikania promieniowania w zakresie 5÷7 μm), wykorzystano promieniowanie kα1, zakres kątowy wynosił 20÷100°. w celu określenia rozkładu pierwiastków w powłoce wykonano mikroanalizę eds na mikroskopie skaningowym jeol jsm-7600f, wyposażonym w spektrometr rentgenowski z dyspersją energii x-max inca 250. pomiary twardości metodą vickersa hv0,025 wykonano na przekrojach poprzecznych powłoki przy użyciu automatycznego twardościomierza struers durascan 70. badania mikroskopowe na rysunku 1 zamieszczono obrazy mikroskopowe zgładów poprzecznych powłok o grubości około 200 μm (rys. 1a) a) b) i grubości poniżej 60 μm (rys. 1b). na obrazach widoczna jest powłoka, strefa dyfuzji oraz podłoże stalowe. w czasie natapiania i wygrzewania ciekły stop bni-2 reaguje dyfuzyjnie z podłożem tworząc ziarna o nieregularnym kształcie. podczas chłodzenia stopu formuje się wielofazowa powłoka, w której można wyróżnić cztery obszary o różnej morfologii i mikrostrukturze. w pracy [8] opisano występowanie trzech obszarów. zmiana kontrastu podczas obserwacji na mikroskopie cyfrowym ujawniła występowanie czwartego obszaru. na rysunku 2 oznaczono poszczególne obszary w powłoce i strefie dyfuzji. powłoki o różnej grubości posiadają odmienną budowę. w powłokach cienkich (rys. 1b) nie występują obszary wydzieleń dendrytycznych, udział obszarów jasno i ciemnoszarego jest ograniczony, dominuje obszar jasny. rys. 2. obszary występujące w powłoce i strefie dyfuzji: 1 – wydzielenia dendrytyczne, 2 – obszar jasny, 3 – ziarna w strefie dyfuzji, 4 – obszary jasnoszare, 5 – obszary ciemnoszare (widok obrazu kontrastowego) fig. 2. areas in the coating and the diffusion zone: 1 dendritic precipitates, 2 – bright areas, 3 – grains in the diffusion zone, 4 light gray areas, 5 – dark grey areas (contrast image view) na rysunku 3 zamieszczono obrazy mikroskopowe powierzchni powłoki. na rysunku 3a widoczny jest brzeg powłoki oraz powierzchnia podłoża stalowego. rysunek 3b to obraz powierzchni powłoki na jej środku. przedstawione obszary powłoki różnią się grubością, powłoka przy brzegu ma najmniejsza grubość. widoczna jest różnica w budowie warstwy wierzchniej powłoki. na powierzchni powłoki o większej grubości widoczne są obszary mikrostruktury o nieregularnym kształcie (rys. 3b). 25przegląd  spawalnictwavol. 88 3/2016 obszary te tworzy ta sama faza jak w przypadku wydzieleń dendrytycznych. mniejsza grubość powłoki powoduje niewystępowanie tych faz zarówno na powierzchni, jak i wewnątrz powłoki. badania twardości wskazują na wysoką twardość tych obszarów, wartości twardość mieszczą się w granicy 2000÷2200 hv0,025. a) b) rys.  3.  mikrostruktura powierzchni powłoki: a) przy jej brzegu, b) na środku fig.  3. microstructure of the coating’s surface: a) on the edge, b) in the middle rentgenowska analiza fazowa wstępny opis struktury powłoki otrzymanej z natapiania stopu bni-2 na podłoże stalowe przestawiono w pracy [8]. w celu jednoznacznej identyfikacji obszarów powłoki, oznaczonych na rysunku 2, przeprowadzono rentgenowską analizę fazową. na rysunku 4a zamieszczono dyfraktogram z analizy powierzchni powłoki. wyniki wskazują na obecność roztworu stałego na bazie niklu (γ-ni) oraz borków niklu ni2b. na rysunku 4b zamieszczono dyfraktogram z analizy obszarów wewnątrz powłoki. analiza fazowa wykazała obecność roztworu stałego na bazie niklu (γ-ni), borków niklu ni2b, a także krzemków niklu ni3si. rys. 4. dyfraktogram dla powłoki powstałej z natapiania folii bni-2: a) powierzchnia powłoki, b) obszary wewnątrz powłoki fig. 4. x-ray diffraction pattern of the coating obtained in the process of surfacing of the bni-2 foil: a) coating’s surfaces, b) areas in the coating a) b) wyniki prac badawczych poświęconych strukturze lutowin bni-2 wskazują na obecność od trzech do czterech faz. w każdej potwierdzona jest obecność borków chromu crb w obszarze wydzieleń dendrytycznych. wyniki rentgenowskiej analizy fazowej nie ujawniły tej fazy. na rysunku 5 przedstawiono porównanie fragmentu dyfraktogramu z rysunku 4a z dyfraktogramem opublikowanym w pracy [9], w której autorzy poddali analizie fazowej komercyjny lut bni-2. ułożenie refleksów wskazuje na pewne podobieństwo otrzymanych wyników. rys. 5. porównanie fragmentu dyfraktogramu z rysunku 4a i dyfraktogramem z pracy [9] – refleksy dyfrakcyjne zostały oznaczone jako: a – ni3si, b – roztwór stały na bazie niklu, c – crb, d – ni3b fig. 5. comparison of the fragment of diffraction pattern from figure 4a and the diffraction pattern from work [9] the diffraction peaks for each phase are marked with: a – n3si, b nickel solid solution, c – crb, d – ni3b a) b) mikroanaliza eds analiza potrójnych wykresów równowagi fazowej ni-cr-b [10] wskazuje, że stop bni-2 o składzie chemicznym przedstawionym w tabeli i, po krystalizacji będzie składał się z roztworu stałego na bazie niklu, borków niklu i borków chromu [11]. w celu określenia rozkładu pierwiastków w powłoce wykonano mikroanalizę eds. powierzchniowe rozkłady pierwiastków dla obszaru wydzieleń dendrytycznych zamieszczono na rysunku 6. dane literaturowe wskazują na obecność borków chromu, czego nie wykazała jednoznacznie przeprowadzona analiza rentgenowska. w powłoce widoczna jest segregacja pierwiastków. obszar wydzieleń dendrytycznych jest bogaty w chrom, natomiast zubożonych w krzem, żelazo oraz nikiel. chrom występuje w związku, na co wskazują pomiary twardości rys. 6. rozkład powierzchniowy pierwiastków dla obszaru wydzieleń dendrytycznych w powłoce fig. 6. surface distribution of elements for the dendritic precipitates area in the coating 26 przegląd  spawalnictwa vol. 88 3/2016 literatura [1] burakowski t.: „areologia. podstawy teoretyczne”, wydawnictwo naukowe instytutu technologii eksploatacji pib, radom 2013. [2] burakowski t., wierzchoń t.: „inżynieria powierzchni metali – podstawy, urządzenia, technologie”, wydawnictwa naukowo-techniczne, warszawa 1995. [3] burakowski t.: „rozważania o synergizmie w inżynierii powierzchni”, wydawnictwo politechniki radomskiej, radom 2004 [4] ferenc k.: „spawalnictwo”, wydawnictwa naukowo-techniczne, warszawa 2013. [5] knotek o., lugscheider e.: „brazing filler metals based on reacting ni-cr-b-si alloys”, welding research supplement, october 1976, s. 315-318. [6] babul t., kondej a.: „modyfikacja powierzchni stali przez natapianie pasty bni-2”, przegląd spawalnictwa, nr 4, 2015, s. 28–32. [7] www.aimtek.com [8] kondej a., babul t.: „struktura wielofazowej powłoki otrzymanej po natapianiu pasty bni-2 na podłoże stalowe”, inżynieria powierzchni, nr 3, 2015, s. 10-16. [9] jang j.s.c., shih h.p.: “evolution of microstructure of aisi 304 stainless steel joint brazed by mechanically alloyed nickel base filler with different silicon content”, journal of materials science letters, nr 22, 2003, s. 79–82. [10] villars p., prince a., okamoto h.: “handbook of ternary alloy phase diagrams”, asm international, ohio, 1995. [11] ou c.l., liaw d.w., du y.c., shiue r.k.: “brazing of 422 stainless steel using the aws classification bni-2 braze alloy”, journal of materials science, nr 41, 2006, s. 6353–6361. podsumowanie w wyniku natapiania i wygrzewania stopu bni-2 powstaje wielofazowa powłoka połączona dyfuzyjnie z podłożem stalowym. w powłokach grubszych występują cztery obszary o różnej morfologii i mikrostrukturze. za pomocą rentgenowskiej analizy fazowej, analizy wykresów równowagi fazowej, danych literaturowych, pomiarów twardości oraz wyników analizy eds, obszary te zidentyfikowano jako: borki chromu crb w obszarze wydzieleń dendrytycznych, krzemki niklu ni3si w obszarze ciemnoszarym, borki niklu ni2b w obszarze jasnoszarym oraz roztwór stały na bazie ni (γ-ni) w obszarze jasnym. badania zrealizowano w instytucie mechaniki precyzyjnej w ramach pracy statutowej pt . „właściwości warstwy wierzchniej stali po selektywnej modyfikacji powierzchni z wykorzystaniem lutów na bazie ni-cr” . – wartości twardość obszarów dendrytycznych mieszczą się w granicy 2000÷2200 hv0,025. analiza eds nie ujawniła obecności boru ze względu na małą masę atomową. bor wykazuje powinowactwo z chromem, tworząc m.in. borki chromu o wysokiej twardości. najprawdopodobniej obszar wydzieleń dendrytycznych tworzą borki chromu crb. 201303_pspaw_ghik.pdf 21przegląd spawalnictwa 3/2013 anna pocica od parowozu do lukstorpedy. spawanie gazowe w naprawach taboru kolejowego, część i (z teki jacka lassocińskiego) from the steam engine to the lux-torpedoes.  gas welding in the repair of railway rolling stock,  part i (from jacek lassociński’s portfolio) streszczenie w artykule przedstawiono historię budowy lokomotyw i wagonów do 1939 roku oraz sposoby napraw i regeneracji elementów taboru wykonanych z miedzi metodą spawania acetylenowo-tlenowego. abstract the history of construction of steam locomotives and cars to the 1939 and the way of repair and regeneration of rolling stock elements made of copper using oxy-acetylene gas welding are presented in the paper. dr inż. anna pocica – politechnika opolska. początki kolei wiek xix przyjęto nazywać wiekiem pary i elektryczności. rozważając jednak wpływ, jaki na przekształcenie stosunków gospodarczych i kulturalnych świata miały wielkie wynalazki, można by go nazwać wiekiem parowozu [1]. do 1825 r. na całym świecie dominowała komunikacja kołowa konna. rydwany kołowe znane były już egipcjanom i asyryjczykom, jednak w średniowieczu komunikacja lądowa cofnęła się do siodła i juku, by powrócić w epoce odrodzenia. pierwszą karetę zbudowano w anglii w 1568 r. dla królowej elżbiety. w 1625 r. pojawiła się w londynie pierwsza dorożka, a w 1659 r. pierwszy dyliżans. dyliżans ten, z małymi udoskonaleniami, przetrwał do xix w. [1]. od czasu, gdy watt w 1782 r. wynalazł maszynę parową, trwały ciągłe prace nad wykorzystaniem pary jako siły pociągowej. pierwszy parowóz do jazdy po szynach został zbudowany w 1803 r. przez anglika ryszarda trevithicka [3]. parowóz ten, o wadze 4,5 t, był wyposażony w kocioł o średnicy 1,29 m i długości 1,83 m (rys. 1). jedyny poziomy cylinder o średnicy 210 mm i skoku tłoka 1370 mm napędzał przez przekładnię zębatą z kołem zamachowym dwie pary kół napędowych [3]. parowóz o całkowicie odmiennej konstrukcji opracował w 1811 r. john blenkinsop. parowóz ten miał dwa pionowe cylindry wbudowane w kocioł, poruszał się za pomocą koła zębatego i zębatki ułożonej na szynach. parowóz ważył 5 t i ciągnął pociąg o ciężarze 15 t na wzniesienie 1:15 z prędkością 5 km/h [2, 3]. dwa lata później william brunton przedstawił, zupełnie nieudany, pomysł parowozu z mechanizmem rys. 1. pierwszy parowóz do jazdy po szynach zbudowany przez trevithicka [3] fig. 1. first steam locomotive to run on rails built by trevithick [3] 22 przegląd spawalnictwa 3/2013 napędowym naśladującym chód konia. bardzo udana natomiast była konstrukcja zaproponowana przez williama hedleya. jego parowóz puffing billy pracował w kopalni węgla od 1813 do 1862 r. [3]. w tym samym czasie co hedley rozpoczął swoje prace „ojciec kolei” george stephenson. od 1814 r., w którym skonstruował pierwszy parowóz bluecher, do 1825 r. (roku otwarcia pierwszej linii kolejowej) pracowało już 16 parowozów stephensona [3]. w 1825 r. ukończono budowę linii kolejowej pomiędzy miastami stockton i darlington w anglii i 27 września tego roku, specjalnie skonstruowany na tę okazję, parowóz locomotion no 1 wjechał na szyny (rys. 2) [2, 3]. stephenson ciągle modernizował konstrukcję parowozów. w 1829 r. przedstawił lokomotywę rockett, w której po raz pierwszy zastosowano kocioł płomieniówkowy w połączeniu ze skrzynią ogniową (rys. 3) [2]. lata trzydzieste xix w. to okres nieustannego doskonalenia mechanizmu silnika i jego stawidła, rozwoju formy i tworzenia nowych typów parowozów. cylindry wbudowywane pionowo w kocioł zastąpiono cylindrami poziomymi, a tłoki przenosiły pracę na wał wykorbiony (rys. 4) [2]. po ulepszaniu rozrządu pary poprzez rozmaite rozwiązania stawideł jarzmowych zaczęto modernizować konstrukcję podwozia. wprowadzono wózek zwrotny, jako podparcie przodu parowozu, a także urządzenia ułatwiające przejazd krzywizn za pomocą osi luźnych. kolejną innowacją było zastosowanie przez inż. malleta w 1876 r. dwucylindrowego parowozu z dwustopniowym rozprężeniem pary. z czasem powstały układy czterocylindrowe sprzężone, co było związane z rosnącym ciężarem parowozów i wymogiem większej prędkości pociągów [2]. rozwój parowozów na przełomie xix i xx w. był związany z wynalezieniem przez w. schmidta w 1897 r. przegrzewacza pary i zastąpieniem pary nasyconej, wytwarzanej w kotłach, parą przegrzaną. pozwoliło to na zwiększenie sprawności parowozu przez udoskonalenie spalania oraz wykorzystanie ciepła gazów i pary wylotowej [2]. z czasem maszyny parowe tłokowe zastąpiono turbinami parowymi, a także silnikami spalinowymi z przekładnią mechaniczną, hydrauliczną lub elektryczną do kół napędowych [4]. z rozwojem parowozu związana jest historia wagonu kolejowego. pierwsze wagony były to pudła drewniane na 4 kołach, również drewnianych, w postaci tarcz z odpowiednimi wgłębieniami na obwodzie. ciągnięte były przez konie po drewnianych belkach i stosowano je w angielskich kopalniach i kamieniołomach już w pierwszej połowie xv w. długość wagonu wynosiła 6 m, a ładowność do 3 t [6]. w wieku xvii belki drewniane, tworzące tory, zastąpiono płytami ze stali, a potem prętami żeliwnymi. w 1754 r. w miejsce kół drewnianych zastosowano koła żeliwne [3]. w xix w. kolejki konne stosowano również do przewozu ludzi. rys. 2. parowóz stephensona z 1825 r. locomotion no 1 [3] fig. 2. stephenson’s steam locomotive from 1025 called locomotion no 1 [3] rys. 3. parowóz rockett z 1892 r. [3] fig. 3. rockett steam locomotive from 1892 [3] rys. 4. parowóz angielski z poziomymi cylindrami [2] fig. 4. english steam locomotive with horizontal cylinders [2] 23przegląd spawalnictwa 3/2013 datą przełomową w historii wagonu było otwarcie linii kolejowej w 1825 r. od samego początku kolei wagony osobowe dzieliły się na 3 klasy. wagony trzeciej klasy niewiele różniły się od wagonów towarowych. były to odkryte pudła i tylko niektóre z nich miały ławki do siedzenia (rys. 5). druga klasa była zamykana i wyposażona w wygodniejsze siedzenia. wagony pierwszej klasy były jednoprzedziałowe, zbudowane na wzór karety (rys. 6) [6]. wraz z rozwojem kolei zaczęto różnicować konstrukcję wagonów, jednocześnie zwiększając ich ładowność. zamiast wagonu jednoprzedziałowego budowano wagony o trzech przedziałach, na wspólnym podwoziu (rys. 7) [6]. w celu zwiększenia komfortu jazdy zastosowano resory, a pod zderzak montowano sprężyste podkładki. wagony amerykańskie początkowo przypominały wagony angielskie, jednak od 1835 r. zaczęto produkować długie wagony o jednym przedziale z ławkami w poprzek i przejściem pośrodku, o dwóch wejściach na ścianach czołowych, wagony sypialne i komfortowe wagony tzw. pulmanowskie, wreszcie wagony piętrowe (od 1838 r.). górne piętro wagonów było przeznaczone dla kobiet i dzieci, dolne dla mężczyzn. wagony piętrowe zaczęto również stosować w europie, głównie we francji, szwajcarii, austrii i niemczech [6]. w latach 1840÷1870 wprowadzano zmiany zwiększające komfort podróży: zainstalowano ogrzewanie, początkowo piecami, a następnie powietrzem lub parą, umieszczono w wagonach oświetlenie naftowe, a potem gazowe, a także umywalnie i toalety [8]. większość wagonów produkowanych w tym okresie miało podwozie i pudła całkowicie drewniane, choć zdarzały się wagony z ramą stalową. konieczność zmniejszenia wagi wagonów w stosunku do ich ładowności spowodowała zastąpienie drewna stalą. od 1847 r. w ameryce wagony zaczęto budować całkowicie ze stali [7, 8], co w przyszłości pozwoliło na zastosowanie w procesie produkcji wagonów spawania zamiast nitowania elementów. zdecydowanie zmniejszyło to masę konstrukcji, wpływając na zmniejszenie ilości paliwa i zwiększenie prędkości pociągów [8]. tabor kolejowy w polsce po odzyskaniu niepodległości polska odziedziczyła po zaborcach zniszczony przez wojnę tabor i zrujnowane fabryki. w chwili powstania niepodległego państwa nie było na ziemiach polskich ani jednej fabryki lokomotyw i tylko dwie fabryki wagonów [8, 15]. początkowo więc rozpoczęto remonty zniszczonego taboru, produkcję własnych wagonów i lokomotyw przesuwając do momentu opracowania pełnej dokumentacji technicznej, gdyż ta zaginęła w czasie wojny [8]. do grudnia 1925 r. po polskich torach jeździło 115 typów lokomotyw, przy czym ponad 3,5 tysiąca z nich miało ponad 10 lat [9]. na konferencji w 1919 r. ustalono, że do ruchu osobowego potrzebne są trzy typy parowozów: pospieszny, zwykły osobowy i tendrzak (tender to połączony na stałe z parowozem pojazd wyposażony w pomieszczenia na paliwo) do ruchu osobowego podmiejskiego, a do ruchu towarowego: ciężki i bardzo silny do przewozów masowych, lżejszy do pociągów towarowych pospiesznych oraz przetokowy [9]. za najpilniejszy uznano zwykły parowóz osobowy i towarowy ciężki. dzięki temu powstały polskie parowozy ty 23, tr 12, tr 21 (rys. 8a÷c) [9, 10,14]. rys. 5. angielski wagon osobowy trzeciej klasy z 1840 r. [6] fig. 5. english third class passenger car from 1840 [6] rys. 7. wagon osobowy z trzema przedziałami z 1830 r. [6] fig. 7. passenger car with three passenger compartment from 1830 [6] rys. 6. wagon osobowy i klasy z roku 1825 [6] fig. 6. first class passenger car from 1825 [6] 24 przegląd spawalnictwa 3/2013 pierwsza fabryka – fabryka lokomotyw w polsce, zwana powszechnie fablok, powstała w 1919 r. rok później podpisano z rządem umowę na dostawę w ciągu 10 lat 1200 lokomotyw, a także zmieniono nazwę na: pierwsza fabryka lokomotyw w polsce zakłady w chrzanowie [11]. pierwszy parowóz tr 21 z części austriackich opuścił zakład w marcu 1924 r., następny wyprodukowano już całkowicie z elementów krajowych [10, 11]. w okresie międzywojennym w fabryce wyprodukowano 621 parowozów normalnotorowych i 75 parowozów wąskotorowych, w tym 41 na eksport [10]. w 1920 r. powstała warszawska spółka akcyjna budowy parowozów. początkowo wykonywała naprawy lokomotyw zniszczonych przez wojnę (ok. 450 szt.), a w 1923 r. rozpoczęto produkcję nowych lokomotyw, w oparciu o części dostarczone z zagranicy. do 1928 r. zmontowano 60 parowozów serii tr 12 (rys. 8b) konstrukcji austriackiej i 42 szt. serii ty 23 (rys. 8a) konstrukcji niemieckiej [10]. trzeci z zakładów – fabryka h. cegielskiego w poznaniu, specjalizująca się w maszynach rolniczych i produkcji wagonów, rozpoczęła w 1926 r. montaż jednego typu parowozu ty 23 [9]. do wybuchu ii wojny światowej wyprodukowano w hcp 275 parowozów [14]. na terenach zaborów przed i wojną światową wagony wytwarzano w wytwórniach w sanoku i w warszawie. fabrykę w sanoku uruchomiono w 1896 r., a w 1913 r. została ona przejęta przez „uprzywilejowane fabryki maszyn i wagonów l. zieleniewski w krakowie, lwowie i sanoku”. od początku istnienia w fabryce produkowano wagony osobowe, towarowe, cysterny i tendry parowozowe dla kolei austriackich. druga wytwórnia wagonów „towarzystwo przemysłowe zakładów mechanicznych lilpop, rau i loewenstein sp. akc. w warszawie” powstała jeszcze wcześniej, bo w 1818 r. produkcję wagonów dla kolei rosyjskich rozpoczęto w 1878 r. były to wagony osobowe oraz luksusowe wagony do pociągu cesarskiego [15]. wojna całkowicie zniszczyła przemysł wagonowy i trzeba go było budować od podstaw. fabryka zieleniewskich, jako że była mniej uszkodzona, już w 1919 r. rozpoczęła produkcję. ze względu na znaczne zapotrzebowanie, konstrukcje pierwszych wagonów oparto na przedwojennych wzorcach austriackich wagonów drewnianych na stalowym podwoziu, a w 1925 r. przystąpiono do opracowania wagonów wykonanych całkowicie ze stali, opierając się na wzorcach niemieckich, francuskich i włoskich [6, 8]. w sanoku wytwarzano wagony osobowe, pocztowe, towarowe oraz cysterny do przewozu ropy, benzyny, gazu, spirytusu i kwasów [17]. w zakładach lilpop, rau i loewenstein, mocno zniszczonych w czasie wojny, prowadzono początkowo jedynie naprawy wagonów, z czasem przechodząc do produkcji nowych, głównie osobowych wszystkich klas i wagonów sypialnych [15]. w 1921 r. rozpoczęto produkcję wagonów w zakładach h. cegielskiego w poznaniu [12]. wytwarzano tam wagony towarowe o różnym przeznaczeniu, węglarki, platformy chłodnie, cysterny do transportu kwasów i gazów, następnie od 1928 r. wagony restauracyjne, sypialne i pocztowe [13], a w 1931 r. rozpoczęto budowę wagonów motorowych [14]. sumarycznie do wybuchu ii wojny światowej w hcp wyprodukowano ok. 5750 wagonów towarowych, ok. 300 osobowych i 33 wagony motorowe [14]. wagony wytwarzano także w zakładach ostrowieckich sp. akc. w ostrowcu. zakłady całkowicie zniszczone w wyniku działań wojennych szybko odbudowano, przy czym odbudowę huty prowadzono równolegle z budową wytwórni wagonów. już w 1923 r. pierwsze wagony przekazano kolejom i przez kolejne 5 lat wyprodukowano ok. 7000 wagonów. były to wagony towarowe i taki profil produkcji zachowano do 1939 r. [15]. spawanie w naprawach i regeneracji taboru kolejowego spawanie w kolejnictwie było stosowane od początku xx w. po raz pierwszy zastosowano je do łączenia szyn tramwajowych w 1900 r. [18], a niedługo później we francji wykonano pierwsze połączenie szyn kolejowych [19]. już w 1905 r. koleje francuskie, w warsztatach kolejowych, wprowadziły spawanie samorodne (gazowe) przy użyciu palników wodorowo-tlenowych, szybko jednak zastąpiono je palnikami acetylenowo-tlenowymi, ze względu na wyższą temperaturę spalania acetylenu, co pozwalało uzyskać wyższą wydajność spawania, lepsze wtopienie i mniejsze oddziaływanie ciepła na spawany materiał [20, 21]. początkowo spawanie stosowano jedynie do napraw uszkodzonych lub zużytych części parowozowych. w przypadku wykonywania elementów ze stali, staliwa lub żeliwa proces spawania gazowego był rys. 8. parowozy towarowe serii: a) ty 23; b) tr 12; c) tr 21 [9] fig. 8. goods steam locomotives series: a) ty 23; b) tr 12; c) tr 21 [9] a) b) c) 25przegląd spawalnictwa 3/2013 stosunkowo prosty i dobrze poznany. płomień acetylenowo-tlenowy stosowano do napraw stalowych i żeliwnych płomieniówek, elementów przegrzewacza, drzwi dymnicy i drzwiczek paleniskowych, ścian sitowych, ścian paleniska, cięcia blach i materiału ram wózków, a także do regeneracji zużytych powierzchni [20]. części miedziane, aż do i wojny światowej, uważano za niespawalne [22], jednak występujące w czasie wojny problemy z otrzymaniem miedzi na nowe paleniska parowozów oraz konieczność konserwacji istniejących palenisk spowodowały, że rozpoczęto próby spawania miedzi i z czasem osiągnięto zadowalające rezultaty [22, 23]. do spawania stosowano wytwornice acetylenu lub baterie butli, przy czym wymagano wówczas, by wydajność jednej butli wynosiła 1 m3/h. w celu odtlenienia pokrywano spoiny warstwą rozżarzonego węgla drzewnego [22] albo pastą lub proszkiem zawierającym do 0,5% związków fosforu [24]. aby uniknąć przegrzania materiału, przy większych przekrojach stosowano dwa palniki – jeden służył do podgrzewania materiału, a drugi do spawania [22÷25]. ze względu na wysokie przewodnictwo cieplne miedzi, palnik do nagrzewania miał wydajność 2800 l/h, a palnik do spawania 1800÷2000 l/h [25]. spoiny co 120÷150 mm przekuwano młotkiem, co zapobiegało porowatości spoiny i zmniejszało jej skurcz [27, 28]. materiałem dodatkowym był na ogół drut canzler zawierający 98,98%cu, ok. 1% ag, 0,01% p, 0,04% ni [22] (inni autorzy podają zawartość srebra ok. 5% [24]). stosowano również drut elektrolityczny, bez fosforu i z mniejszą ilością srebra [22]. badania mechaniczne obu rodzajów drutu wykazały, że spoiny wykonane drutem elektrolitycznym mają mniejszą wytrzymałość i plastyczność [27]. najlepszy do spawania miedzi był drut specjalny zawierający 98,7% cu, 2% ag oraz do 0,2% p [25]. spawanie stosowano głównie do napraw bieżących palenisk, w tym do napawania opalonych brzegów blach, pęknięć różnego rodzaju, naprawy mostków i otworów w ścianie sitowej oraz napraw głównych, tj. wstawiania łat oraz falban (łat na całej długości płaszcza w dolnej jego części) (rys. 9) [22÷29]. w praktyce najpoważniejsza była naprawa ścian sitowych. w wyniku wymiany płomieniówek następowało rozszerzanie otworów i ich owalizacja, a także pękanie tzw. mostków. naprawa polegała na napawaniu otworów i następnie ich rozwierceniu [29]. stosowano również krążki miedziane, o różnym kształcie, wstawiane w zniekształcone otwory (rys. 10) [22]. w pierwszym przypadku frezowano krawędzie otworu wstawiono krążek cylindryczny, w drugim zarówno krawędzie krążka, jak i otworu były ścięte, a w ostatnim otwór był nieobrabiany, a krążek miał kształt soczewki. po nagrzaniu materiału do otworu wstawiano dopasowany krążek, do którego był przyspawany drut. jeden spawacz trzymał drut, stabilizując krążek, a inny spawacz, z drugiej strony, wykonywał spoiny sczepne. potem drut usuwano i jednocześnie z obu stron spawano. po spawaniu całość przekuwano, podstawiając płaski młotek z jednej strony i bijąc z drugiej okrągłym [22, 28]. w przypadku pękniętych mostków wycinano rowki z obu stron ściany wzdłuż pęknięcia, następnie w przypadku rur żarowych spawano dwustronnie, a przy pęknięciach między rurami płomiennymi zaspawywano dwa otwory przyległe do pęknięcia, „zalewano” pęknięcie, przekuwano i wiercono na nowo otwory [22]. wstawianie łat bocznych odbywało się, o ile było to możliwe, w pozycji poziomej, przy czym spawano trzy boki, a czwarty był nitowany [28]. falbany natomiast spawano w pozycji pionowej, ukosując blachy na x, po czym dwóch spawaczy spawało z obu stron jednocześnie. gdy nie było dostępu z obu stron, ukosowano blachy na v i przekuwano z jednej strony, podstawiając młot ze strony przeciwnej [29]. o celowości i rentowności spawania kotłów decydowały: pewność naprawy, jej szybkość i koszty [28]. naprawa palenisk za pomocą spawania dawała 3,4% wad, podczas gdy nitowanie 20%. koszty spawania, które nie były niskie, były i tak dużo mniejsze niż koszty nitowania tych samych elementów. koszt wykonania 1 m bieżącego połączenia nitowanego wynosił 233 zł, a połączenia spawanego 188 zł, czyli spawanie było o 19% tańsze. przy 25% ścian paleniska podlegających naprawie (co często występowało w praktyce) koszty naprawy spawaniem były aż o 42% niższe niż przy nitowaniu [27]. spawanie acetylenowo-tlenowe miedzi zaczęto stosować w polsce dość późno, bo dopiero w 1922 r. rys. 9. przykłady napraw palenisk spawaniem acetylenowym [25] fig. 9. examples of furnace repair using acetylene gas welding [25] rys. 10. krążki miedziane stosowane przy naprawie ścian sitowych [22] fig. 10. copper rings used for perforated bottom repair [22] 26 przegląd spawalnictwa 3/2013 literatura [1] j.e.: stulecie kolei. przegląd techniczny 1926, nr 1-2, s. 1. [2] mozer w.: krótki rys historyczny rozwoju lokomotyw. od stephensona do czasów obecnych. przegląd techniczny 1926, nr 3, s. 21-25. [3] odlanicki-poczobut m.: od trewithicka do stephensona (szkic dziejów parowozu). przegląd techniczny 1926, nr 1-2, s. 2-5. [4] odlanicki-poczobut m.: postępy w budowie parowozów turbinowych. przegląd techniczny 1928, nr 2, s. 35-41. [5] odlanicki-poczobut m.: budowa parowozów w roku 1927. przegląd techniczny 1928, nr 4, s. 81-82. [6] małkiewicz p.: rys historyczny rozwoju wagonów kolejowych. przegląd techniczny 1926, nr 1-2, s. 6-10. [7] małkiewicz p.: budowa wagonów w ciągu ostatnich lat. przegląd techniczny 1928, nr 4, s. 80-81. [8] małkiewicz p.: postępy w budowie wagonów. przegląd techniczny 1933, nr 10, s. 265-271. [9] dąbrowski j.p.: budowa parowozów w polsce. przegląd techniczny 1929, nr 4-5, s. 85-89. [10] piwoński j.: parowozy kolei polskich. wkił, warszawa 1978, s. 23-33. [11] pokropiński b.: parowozy normalnotorowe produkcji polskiej. wkił, warszawa 2007, s. 9-10. [12] sołtysiński b., jaworski b.: historia hcp – 125 lat. biuletyn techniczny 1971, nr 1, s. 37. [13] ogłoszenie reklamowe firmy h. cegielski sp. akc. przegląd techniczny 1934, nr 13, s. 109. [14] tatara f.: budowa wagonów w zakładach h. cegielski. biuletyn techniczny 1959, nr 7-8, s. 57-67. [15] jabłoński i.: polski przemysł wagonowy. przegląd techniczny 1929, nr 4-5, s. 89-96. [16] spawanie i cięcie metali. 1932, nr 5-6, s. 81-82. [17] dydek s.: od kotła do samochodów i przyczep. praca zbiorowa pod red. a. orłowskiego. wls, warszawa 1982, s. 15. [18] spawanie szyn termitem. przegląd techniczny 1933, nr 10, s. 283-284. [19] andrzejewski s.: zastosowanie spawania w celu wydłużenia szyn oraz przy wyrobie i utrzymaniu rozjazdów. inżynier kolejowy 1927, nr 3, s. 360-363. [20] gayczak t.: o sposobach spawania stosowanych w warsztatach kolejowych francuskich. mechanik 1923, z. xv, s. 153-158. [21] strausfogel i.: warsztaty kolejowe i praktyka warsztatowa. drukarnia państwowa, warszawa 1925, s. 59-63. [22] bieliński a.: spawanie miedzi w kolejnictwie. inżynier kolejowy 1939, nr 4, s. 136. [23] czaykowski s.: naprawa żelaznych palenisk kotłów parowozowych za pomocą spawania. spawanie i cięcie metali 1929, nr 6, s. 90-94. [24] czaykowski s.: naprawa ścian miedzianych palenisk parowozów za pomocą spawania acetylenowo-tlenowego. spawanie i cięcie metali 1929, nr 9, s. 3-8. [25] lisowski w.: zastosowanie spawania acetylenowego do naprawy miedzianych palenisk kotłów parowozowych. spawanie i cięcie metali 1931, nr 8, s. 120-123. [26] proczkowski m.: uszkodzenia kotłów parowozowych i ich naprawa. czasopismo techniczne 1923, nr 19, s. 281-285. [27] lisowski w.: zastosowanie autogenicznego spawania do napraw miedzianych palenisk kotłów parowozowych. inżynier kolejowy 1932, nr 5, s. 110-115. [28] gayczak t.: o naprawie miedzianych skrzyń paleniskowych metodą spawania samorodnego. mechanik 1924, z. xii, s. 129-131. [29] gabryś j.: pierwsze zastosowania i rozwój spawania acetylenowego w naprawie palenisk miedzianych kotłów parowozowych. przegląd spawalnictwa 1952, nr 10, s. 239-240. [30] dobrowolski z.: z dziejów spawalnictwa w polsce. przegląd spawalnictwa 1977, nr 3, s. 49-51. wcześniejsze próby, prowadzone w 1920 r. w bydgoszczy, nie dawały gwarancji uzyskania prawidłowego połączenia [29]. na szerszą skalę rozpoczęto spawanie miedzianych skrzyń w warsztatach kolejowych we lwowie [28] i w nowym sączu [29]. na początku sprowadzono z niemiec materiały dodatkowe i dwóch spawaczy, którzy prawie przez rok uczyli polskich robotników. z czasem zastąpiono importowany drut niemiecki canzler dużo tańszym drutem polskim, produkowanym przez hutę miedzi i sprzedawanym przez francuskie towarzystwo perun [29]. o wysokim poziomie osiągniętym przez polskich spawaczy świadczy spawanie uszkodzonych palenisk o grubości ściany 25 mm – wyczyn nie lada w ówczesnym czasie [30]. ps 2 2016 www.pdf 15przegląd spawalnictwa vol. 88  2/2016 spawanie metodą cmt (cold metal transfer) w porównaniu z klasyczną metodą mag w przemyśle motoryzacyjnym the welding process cmt (cold metal transfer) compared to the classical method of mag in the automotive industry prof. dr hab. inż. zbigniew mirski, mgr inż. piotr pękala – katedra materiałoznawstwa, wytrzymałości i spawalnictwa, wydział mechaniczny politechniki wrocławskiej. autor korespondencyjny/corresponding author: zbigniew.mirski@pwr.edu.pl streszczenie obecnie jednym z wielu kierunków rozwoju zrobotyzowanych metod spawania jest łączenie cienkich blach z materiałów o jednakowych i różnorodnych właściwościach. potrzeby przemysłu i łatwość zrobotyzowania metody mig/mag doprowadziły do szybkiego wdrożenia metody cold metal transfer (cmt). w artykule przedstawiono analizę metody cmt w odniesieniu do klasycznej metody mag na przykładzie zrobotyzowanego spawania w przemyśle motoryzacyjnym. do wykonania złączy próbnych zastosowano blachy ze stali s355mc o grubości 3 mm, które stanowią elementy składowe spawanej konstrukcji oparcia fotela samochodowego. wykonane połączenia próbne, przy zróżnicowanej energii liniowej spawania, poddano badaniom makrostrukturalnym oraz pomiarom twardości. wyniki pomiarów obrazują wpływ energii liniowej spawania oraz prędkości podawania spoiwa na geometrię spoin i szerokość strefy wpływu ciepła [1]. słowa kluczowe: spawanie zrobotyzowane, cmt, mag, makrostruktura, geometria spoin, twardość, swc abstract nowadays combining thin steel sheet with the same and different materials properties is one of the main routes robotized of welding. the needs of industry and ease of robotized mig/mag led to the rapid implementation cold metal transfer method (cmt). the article presented the analysis cmt method in comparison to classical method of mag based on robotized welding in the automotive industry. welded test joints are made of sheet steel s355mc thickness of 3 mm, this material is used as a component for car seats. welding connections were investigated in macrostructure test and hardness with differentiated the welding energy input. the measurement results reflect the impact of welding energy input and wire-feed speed on the geometry of the welds and heat affected zone width [1]. keywords: robotic welding, cmt, mag, macrostructure, geometry of welds, hardness, heat-affected zone wstęp w standardowej metodzie mag przenoszenie materiału dodatkowego w miejsce powstającej spoiny może mieć charakter kroplowo-zwarciowy, mieszany tzw. globularny i natryskowy. rodzaj przenoszenia kropli w łuku elektrycznym zależy w dużym stopniu od gęstości prądu jarzącego się łuku. krytyczna gęstość prądu przy spawaniu w osłonie gazów, drutem o średnicy 1,0 mm wynosi ok. 200 a/mm2 [5]. poniżej tej granicy występuje przenoszenie kroplowo-zwarciowe natomiast powyżej natryskowe. zwiększenie wartości natężenia prądu zmniejsza rozmiar kropli. podczas procesu spawania mag standard do przepływu kropel dochodzi w następującej kolejności (rys. 1): 1 – dojście drutu do punktu startowego, 2 – start posuwu drutu zbigniew mirski, piotr pękala i doprowadzenie do zajarzenia się łuku, 3 – poprzez energię cieplną jarzenia się łuku elektrycznego dochodzi do topienia się drutu i opadaniu kropel do jeziorka spawalniczego, 4 – przepływ kropel i topienie materiałów łączonych. rys. 1. widok przejścia kropel do jeziorka spawalniczego w procesie mag [6] fig. 1. view transition drops into the weld pool in the process of mag [6] 1 2 3 4 16 przegląd spawalnictwa vol. 88 2/2016 oznaczenie skład chemiczny w % wag. s355mc c si mn p s nb v ti fe 0,12 0,15 1,5 0,025 0,02 0,09 0,02 0,015 reszta tablica i. skład chemiczny stali s355mc [11] table i. the chemical composition of the steel s355mc [11] metoda cmt jest rozwinięciem metod mig/mag polegającym na ograniczeniu energii cieplnej wprowadzanej podczas spawania, jest jednym z niskoenergetycznych procesów spawania. ciepło wprowadzane jest niższe niż podczas standardowego, zwarciowego procesu, osiągnięto to za pomocą kontrolowanego ruchu drutu elektrodowego, który cyklicznie rozpoczyna i wygasza łuk elektryczny. impulsowe podawanie drutu podczas procesu cmt obrazuje rysunek 2. cykl podawania kropli topionej elektrody jest następujący: 1 – start podawania drutu po dojeździe do punktu startowego, drut jest wysuwany od momentu zajarzenia się łuku elektrycznego do zwarcia z materiałem łączonym, podczas jarzenia się łuku dochodzi do topienia się elektrody i materiału łączonego rys. 2. cykl ruchu drutu spawalniczego w procesie cmt [8] fig. 2. the movement cycle of welding wire in the process of cmt [8] oraz powstania kropli z zachowaniem posuwu drutu w kierunku spoiny, 2 – zwarcie drutu z materiałem, 3 – cofnięcie drutu i oderwanie od drutu kropli, która pozostaje w ciekłym jeziorku spawalniczym, 4 – przy ruchu powrotnym drutu dochodzi do ponownego zajarzenia łuku elektrycznego [8]. oznaczenie granica plastyczności re min [mpa] wytrzymałość na rozciąganie rm [mpa] wydłużenie względne a [%] s355mc 355 430-550 19-23 tablica ii. właściwości mechaniczne stali s355mc [11] table ii. mechanical properties of steel s355mc [11] materiał zastosowany w badaniach stal konstrukcyjna s355mc wg pn-en 10149 jest stalą mikrostopową o podwyższonej granicy plastyczności, kształtowaną w procesie walcowania na gorąco. skład chemiczny, właściwości mechaniczne podano odpowiednio nr nazwa producent model opis 1 szafa elektryczna manipulatora abb irc5 zasilanie i sterowanie napędów osi manipulatora i osi zewnętrznych 2 panel sterowania spawarki fronius rcu 5000i nastawa i kontrola parametrów procesu spawania 3 podajnik drutu fronius vr 7000-cmt mo/k główny podajnik drutu, napęd sterowany cyfrowo, układ czterech rolek dociskowych 4 chłodnica fronius fk-4000-r-fc chłodnica płynowa, chłodząca przewód prądowy i palnik spawalniczy 5 źródło prądu spawalniczego fronius transpuls synergic tps 4000 cmt inwerterowe źródło prądu, zasilane trójfazowo, sterowane cyfrowo, zakres prądu 3-400 a, napięcie robocze 14-34 v 6 prowadzenie mediów spawalniczych fronius 6,25 m wiązka uchwytu robota, mig/mag cmt, przewód prądowy chłodzony cieczą, przewody chłodzące palnik, przewód gazu ochronnego, prowadzenie drutu spawalniczego, przewody sygnałowe 7 bufor drutu fronius zestaw buforu drutu cmt czujnik kontroli podawania drutu, prowadzenie drutu, przewód sygnałowy 8 podajnik cmt fronius robacta drive cmt silnik asynchroniczny prądu przemiennego, bezprzekładniowe przeniesienie przeniesienie napędu realizujące ruch drutu procesu cmt 9 palnik spawalniczy fronius r5000 palnik chłodzony cieczą, doprowadzający gaz osłonowy i drut spawalniczy 10 manipulator abb irb 2400 sześcioosiowy manipulator o udźwigu do 200 n 11 pojemnik drutu spawalniczego esab ok autrod 12.51 ø 1,0 mm, g 38 3 c1 3si1, pojemnik 250 kg tablica iii. zestawienie urządzeń wchodzących w skład stanowiska spawalniczego [6,15] table iii. devices belonging to welding station [6,15] 1 2 3 4 17przegląd spawalnictwa vol. 88  2/2016 tablica iv. instrukcja technologiczna spawania table iv. welding procedure instrukcja technologiczna spawania (wps) data aktualizacji: 25.03.2015 wps nr: 15/03/25/1 inspektor lub jednostka isnpekcyjna: wydział mechanicznywytwórca: pwr miejscowość: wrocław sposób przygotowania złącza: i bez ukosowaniaproces spawania: 135 źródłó prądowe: transpuls synergic tps 4000 cmt specyfikacja materiału podstawowego: s355mc, blacha 90x45x3 mm manipulator: abb irb 2400 grubość materiału: 3 mm postać materiału i rodzaj spoiny: p/bw -blacha/czołowa pozycja spawania: pa podolna szczegóły przygotowania do spawania (schemat) przygotowanie złącza: pozycja i kierunek spawania, nachylenie palnika nr próbki proces natężenie prądu [a] napięcie łuku [v] prędkość podawania drutu [m/min] prędkość spawania [m/min] średnica spoiwa [mm] energia liniowa sp. [kj/cm] 1 standard 184 21,1 9 0,7 ø1,0 2,00 2 standard 191 22 9,5 0,7 ø1,0 2,16 3 standard 198 23 10 0,7 ø1,0 2,34 4 standard 204 23,9 10,5 0,7 ø1,0 2,51 5 standard 236 26,7 11 0,7 ø1,0 3,24 1 cmt 185 14,5 9 0,7 ø1,0 1,38 2 cmt 191 15,1 10 0,7 ø1,0 1,48 3 cmt 197 15,7 11 0,7 ø1,0 1,59 4 cmt 218 16,5 12 0,7 ø1,0 1,85 5 cmt 230 17 13 0,7 ø1,0 2,01 klasyfikacja spoiwa i nazwa handlowa: g383c13si1 ø1 mm, ok autrod 12.51 esab dodatkowe informacje: rodzaj ściegu: prosty gaz osłonowy: m21, 18,5% co2 korekcja długości łuku: 0% przepływ gazu: 14 l/min korekcja dynamiki: -0,4 podkładka: brak kąt ustawienia palnika: 60˚ temp. podgrzewania wstępnego: temperatura otoczenia odległość palnika od materiału: 15 mm prędkość chłodzenia: w powietrzu obróbka cieplna po spawaniu: brak 18 przegląd spawalnictwa vol. 88 2/2016 rys. 3. schemat podłączenia urządzeń na stanowisku: 1 szafa elektryczna manipulatora, 2 – panel sterowania spawarki, 3 – podajnik drutu, 4 – chłodnica, 5 – źródło prądu spawalniczego, 6 – prowadzenie mediów spawalniczych, 7 – bufor drutu, 8 – podajnik cmt, 9 – palnik spawalniczy, 10 – manipulator, 11 – pojemnik drutu spawalniczego [6] fig. 3. connections diagram: 1 – robot controller, 2 control panel, 3 wire feed unit, 4 – cooling unit, 5 – power source, 6 – package of welding media, 7 wire buffer, 8 feeder cmt, 9 welding torch 10 manipulator, 11 container of welding wire [6] w tablicach i i ii. dla stali s355mc równoważnik węgla wynosi cev = 0,374 %, przy maksymalnej zawartości składu chemicznego, stanowi to zachowanie warunku dobrej spawalności metalurgicznej materiału. stanowisko spawalnicze schemat urządzeń wchodzących w skład zrobotyzowanego stanowiska spawalniczego pokazano na rysunku 3. krótką charakterystykę elementów składowych stanowiska zamieszczono w tablicy iii. dobór warunków i parametrów spawania ze względu na grubość blach równą 3 mm, przygotowano je bez ukosowania krawędzi. założono wykonanie spoin czołowych, jednostronnych z pojedynczym prostym ściegiem. ze względu na grubość blach, brak ukosowania, rodzaj spoiny i oraz średnicę drutu elektrodowego (ø 1,0 mm), dobrano odstęp między blachami równy 0,5 mm. przy wykonywaniu połączeń próbnych metodami mag standard i cmt zachowano podobne warunki spawania. dobór natężenia prądu spawania dla obu metod mieścił rys. 4. oznaczenia wymiarów spoin fig. 4. dimensions of the welds wymiary spoin [mm] lp oznaczenie spoiny wtopienie s1 szerokość lica a wtopienie s2 szerokość spoiny w połowie grubości blach b odstęp od strony grani e wyciek grani c wysokość spoiny h średnie wtopienie (s1 + s2) / 2 1 s9 2,60 6,10 2,79 1,41 1,86 2,70 2 s9,5 2,21 6,52 2,29 1,33 0,43 2,08 2,25 3 s10 3,04 6,86 3,00 1,56 0,22 1,99 3,02 4 s10,5 2,98 7,75 3,00 2,69 0,66 1,66 2,99 5 s11 3,02 9,16 3,00 2,59 0,60 1,50 3,01 tablica v. zestawienie wymiarów spoin wykonanych metodą cmt standard table v. the dimensions of the welds made cmt standard się w zakresie 180 – 240 a. charakterystyka napięciowa była automatycznie dobierana do zadanej wartości natężenia prądu, prędkości podawania drutu oraz stosowanej metody (standard lub cmt). wykonano po 5 złączy próbnych, z rosnącymi wartościami prędkości podawania drutu. wszystkie pozostałe parametry, warunki spawania oraz użyte materiały i urządzenia zawarto w instrukcji technologicznej spawania wps (tablica iv). badania makrostruktury połączeń spawanych badania metalograficzne połączeń spawanych wykonano na przekrojach poprzecznych, pobranych w połowie długości złączy. próbki szlifowano na wodnych papierach ściernych sic oraz polerowano stosując wodną zawiesinę tlenku glinu. próbki do badań makroskopowych trawiono w 30% roztworze chlorku żelaza iii (fecl3). do obserwacji i pomiarów spoin użyto mikroskopu świetlnego firmy struers oraz oprogramowania welding exper wersja 2.70, przy powiększeniu 45x. zestawienie wyników pomiarów zamieszczono w tablicach v i vi. oznaczenia wymiarów spoin pokazano na rysunku 4. w oznaczeniu spoiny podano proces i prędkość podawania spoiwa w m/min (np. s9 – standard 9 m/min). przykładowe makrostruktury spoin pokazano na rysunkach 5 i 6. 19przegląd spawalnictwa vol. 88  2/2016 rys. 5. makrostruktura złącza nr 4, metoda mag standard, natężenie prądu 204 a, napięcie łuku 23,9 v, prędkość podawania drutu 10,5 m/min, prędkość spawania 0,7 m/min fig. 5. macrostructure connection no 4, mag standard, current 204 a, the arc voltage 23.9 v, the wire feed speed of 10.5 m/min, the welding speed of 0.7 m/min rys. 6. makrostruktura złącza nr 5, metoda mag cmt, natężenie prądu 230 a, napięcie łuku 17 v, prędkość podawania drutu 13 m/min, prędkość spawania 0,7 m/min fig. 6. macrostructure connection no 5, mag cmt, current 230 a, the arc voltage 17 v, the wire feed speed of 13 m/min, the welding speed of 0.7 m/min wymiary spoin [mm] lp oznaczenie spoiny wtopienie s1 szerokość lica a wtopienie s2 szerokość spoiny w połowie grubości blach b odstęp od strony grani e wyciek grani c wysokość spoiny h średnie wtopienie (s1 + s2) / 2 1 cmt 9 2,17 6,76 2,30 1,20 0,63 1,55 2,24 2 cmt 10 2,31 6,03 2,69 1,12 0,66 1,77 2,50 3 cmt 11 2,42 7,37 2,35 1,74 0,67 2,02 2,39 4 cmt 12 2,12 7,46 2,46 1,29 0,44 2,28 2,29 5 cmt 13 2,98 8,23 2,98 2,35 0,41 2,12 2,98 tablica vi. zestawienie wymiarów spoin wykonanych metodą mag cmt table vi. the dimensions of the welds made mag cmt rys. 7. wpływ energii liniowej spawania na szerokość spoiny w połowie grubości blach ze stali s355mc fig. 7. impact heat input on the weld width at half the thickness of steel sheets s355mc rys. 8. wpływ energii liniowej spawania na średnie wtopienie w materiał rodzimy s355mc fig. 8. impact heat input on average penetration in the native material s355mc pomiary twardości pomiary twardości połączeń spawanych wykonano metodą vickersa przy obciążeniu 10 kg (hv 10). pomiarów dokonano wg normy pn-en iso 6507-1:2007 metale – pomiar twardości metodą vickersa, część 1: metody badań. użyto twardościomierza firmy fritz heckert. schemat przeprowadzenia pomiarów przedstawiono na rysunku 9. pomiarów dokonano z odstępem 1 mm, symetrycznie po obu stronach osi spoiny. rysunki 10 i 11 obrazują rozkłady twardości w złączach spawanych. pomiary o numerach: -1, 0, 1 wykonano w obszarze spoiny, na rysunkach 10 i 11 zaznaczono wartość średnią tych pomiarów. średnia twardość materiału rodzimego wynosiła 155 hv 10. szerokość strefy wpływu ciepła wyznaczono na podstawie rozkładów twardości, uwzględniając odległość punktów pomiarowych. rozkład twardości hv 10 w złączach próbnych był symetryczny po obu stronach spoiny. szerokość strefy wpływu ciepła w zależności od energii liniowej spawania oraz prędkości podawania spoiwa pokazano na rysunkach 12 i 13. szerokość swc w próbnych złączach wykonanych metodą mag standard wynosiła ok. 4 – 5,2 mm, a w metodzie mag cmt zmniejszyła się do wartości ok. 2,2 – 3,6 mm. podczas wykonywania złączy metodą cmt rozprysk kropel był minimalny. brak rozprysków był zauważalny podczas jarzenia się łuku elektrycznego oraz podczas kontroli stanu osprzętu spawalniczego. przy stosowaniu procesu cmt zaobserwowano dłuższy czas pracy dysz gazowych, mniejsze zużycie układów elektrycznych i pneumatycznych, krótszy czas rutynowego sprzątania cel spawalniczych i układów pozycjonujących detale. 20 przegląd spawalnictwa vol. 88 2/2016 wnioski na podstawie przeprowadzonych badań sformułowano następujące wnioski: – porównanie zrobotyzowanego spawania metodą mag standard i mag cmt wykazało, że sposób dozowania spoiwa i przechodzenia kropli w łuku elektrycznym ma znaczący wpływ na powstałą geometrię spoiny i szerokość strefy wpływu ciepła w złączach doczołowych, o grubości 3 mm, ze stali s355mc. – osiągnięcie tej samej szerokości spoiny w połowie grubości spawanego materiału jest możliwe przy mniejszej energii liniowej za pomocą metody cmt. osiągnięcie tej samej szerokości lica spoiny jest możliwe przy mniejszej energii liniowej za pomocą metody cmt, w zakresie pracy, do maksymalnej, stosowanej wartości natężenia prądu spawania metodą cmt. – metoda mag standard umożliwia osiągnięcie większego wtopienia w materiał rodzimy. przy tych samych prędkościach podawania drutu osiąga się większe wtopienie w materiał rodzimy aniżeli w przypadku metody mag cmt. – pomiary twardości metodą vickersa hv 10 obrazują mniejszy wpływ procesu cmt w porównaniu z procesem mag standard na szerokość strefy wpływu ciepła. ogólnie można stwierdzić, że swc w metodzie mag cmt jest węższa o 1,5 – 2 mm, w zależności od parametrów spawania. rys. 9. schemat pomiarów twardości hv 10 fig. 9. diagram of hardness measurements hv 10 rys. 10. rozkład twardości hv 10 w złączu nr 4, metoda mag standard fig. 10. the function of hardness in the connector no 4, mag standard rys. 11. rozkład twardości hv 10 w złączu nr 5, metoda mag cmt fig. 11. the function of hardness in the connector no 5, mag cmt rys. 12. wpływ energii liniowej spawania na szerokość swc fig. 12. impact heat input on the width of the heat-affected zone rys. 13. wpływ prędkości podawania drutu na szerokość swc fig. 13. impact wire feed speed on the width of the heat-affected zone literatura [1] pękala p.: analiza technologii spawania w procesie cmt (cold metal transfer) w porównaniu z klasyczną metodą mag, praca magisterska pod kier. prof. z. mirskiego, wydział mechaniczny politechniki wrocławskiej, wrocław 2015. [2] pilarczyk j. (red.): poradnik inżyniera – spawalnictwo tom 2, wnt, warszawa 2005. [3] dąbrowski a.: urządzenia spawalnicze – budowa i charakterystyki, przegląd spawalnictwa, nr 7/2010, s. 24-32. [4] www.tecweld.pl, dostęp w dniu 25.04.2015. [5] pilarczyk j. (red.): poradnik inżyniera – spawalnictwo tom 1, wnt, warszawa 2003. [6] www.fronius.com, dostęp w dniu 26.04.2015 [7] wilden j., bergmann j. p., reich s., goecke s.: beztopnikowe niskotemperaturowe spajanie lekkich konstrukcji różnoimiennych metodą sterowanego łuku zwarciowego, przegląd spawalnictwa, nr 9/2007, s. 77-81. [8] grzybicki m., jakubowski j.: badania porównawcze spawania blach ze stali karoseryjnej metodami cmt oraz mig/mag, przegląd spawalnictwa, nr 10/2009, s. 32-36. [9] bruckner j.: metoda cmt – rewolucja w technologii spawania, przegląd spawalnictwa, nr 7-8/2009, s. 24-28. [10] kudła k., wojsyk k.: normowana energia liniowa a ilość ciepła wprowadzanego podczas spawania, przegląd spawalnictwa, nr 12/2010, s. 21-25. [11] www.universal-stal.pl, dostęp w dniu 26.04.2015 [12] dobrzański l. a. : podstawy nauki o materiałach i metaloznawstwo, wnt, warszawa 2002. [13] www.harispal.pl, dostęp w dniu 09.05.2015, madej ł. (prezentacja): korzystna struktura krystaliczna w strefie wpływu ciepła. [14] www.automatykaonline.pl, dostęp w dniu 16.05.2015. [15] www.abb.com, dostęp w dniu 16.05.2015. ps 5 2016 www.pdf 57przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 właściwości złączy różnoimiennych stopu niklu   incoloy 800h ze stalą odporną na korozję 316l properties of dissimilar joints between incoloy 800ht nickel alloy and stainless steel 316l dr inż. grzegorz rogalski, dr inż. dariusz fydrych, dr hab. inż. jerzy łabanowski, prof. nadzw. pg – politechnika gdańska. autor korespondencyjny/corresponding author: grzrogal@.pg.gda.pl streszczenie w artykule przedstawiono problemy związane z wykonywaniem połączeń różnoimiennych typu incoloy 800ht – austenityczna stal odporna na korozję 316l. wykonano badania nieniszczące oraz niszczące, których wyniki pozwoliły na weryfikacje jakości wykonanych złączy próbnych. nie stwierdzono występowania niezgodności spawalniczych oraz uzyskano wysokie właściwości wytrzymałościowe złączy. badania metalograficzne ujawniły poprawne struktury w analizowanych obszarach złączy. analiza eds nie wykazała wydzieleń węglików chromu. na tej podstawie wykazano poprawność zaproponowanej technologii spawania. słowa kluczowe: stop niklu; stal odporna na korozję; złącza różnoimienne; metoda tig; technologia spawania abstract in the article problems associated with making dissimilar joints made from nickel alloy incoloy 800ht with stainless steel 316l were described. performed non-destructive tests and destructive tests allowed for verifications of weld specimens. not identified welding imperfections. obtained mechanical properties above the assumed acceptance criteria. metallographic microscope revealed the correct structure of the analyzed areas. eds analysis showed no chromium carbides. obtained findings confirmed the correctness of the applied welding procedure. keywords: nickel alloy; stainless steel; dissimilar joints; tig; welding procedure wstęp ciągły rozwój technologii związanych z pozyskiwaniem surowców naturalnych i ich przetwórstwem, produkcją energii oraz budową niezwodnych urządzeń wymusza na projektantach stosowanie materiałów spełniających ściśle określone wymagania. często są to materiały, których odpowiednie właściwości mechaniczne (np.: rm, re, a) muszą być powiązane z innymi cechami, np. z bardzo dobrą odpornością na działanie silnie agresywnych środowisk (w szczególności chlorków, kwasu azotowego i fosforowego, gazów powstających w podczas prac wydobywczych, solanki, ługów itp.) [1]. do materiałów spełniających przedstawione kryteria można zaliczyć nikiel i jego stopy. lata 1930÷1960 to okres, w którym prowadzono intensywne badania nad niklem i jego stopami, podczas którego poszukiwano odpowiedniego materiału, który mógłby być zastosowany do budowy turbin gazowych oraz łopatek silników lotniczych. doprowadziło to do rozwoju tej grupy materiałowej, o dobrych właściwościach mechanicznych w wysokiej temperaturze (często przekraczającej 1000 °c) powiązanych z odpornością na agresywne środowiska robocze. rozwój tych materiałów przebiegał w kierunku doboru z szerokiej gamy dodatków stopowych (cr, cu, fe, co, mo, ti, nb, w) [2÷7] oraz parametrów obróbki cieplnej, co pozwoliło grzegorz rogalski, dariusz fydrych, jerzy łabanowski na uzyskiwanie materiałów spełniających określone wymagania technologiczno-eksploatacyjne. typowe właściwości stopów niklu to: żaroodporność, żarowytrzymałość, dobra odporność na termiczne oraz mechaniczne zmęczenie materiału, odporność na utlenianie w wysokich temperaturach przy zachowaniu niskiego współczynnika rozszerzalności cieplnej, stosunkowo dobra spawalność oraz podatność na obróbkę skrawaniem [2÷8]. badania nad niklem i jego stopami są prowadzone w bardzo szerokim zakresie. dotyczą m.in. technologii lutowania [9,10], napawania elementów poddanych oddziaływaniu wysokich temperatur oraz agresywnych środowisk [11÷13], spawania stopów niklu ze stalami niestopowymi oraz analizy strukturalnej złączy spawanych [14-16], łączenia bimetali z warstwą platerowaną stopami niklu, np. monelem [17], wytwarzania półfabrykatów będących elementami składowymi urządzeń energetycznych np. spawania laserowego rur ożebrowanych ze stopu inconel 625 [18] oraz nanoszenia warstw wierzchnich przy zastosowaniu natryskiwania termicznego i zgrzewania [19,20]. innym istotnym aspektem są badania związane z właściwościami eksploatacyjnymi stosowanych stopów niklu w zależności od warunków pracy oraz wykonywaniem połączeń różnoimiennych [3,4,20]. wszystkie wspoprzeglad welding technology review 58 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 mniane kierunki badań wskazują na bardzo dużą przydatność niklu i jego stopów w zastosowaniach przemysłowych, a odpowiednio opracowane technologie spawania, napawania czy lutowania pozwalają na bezawaryjną i bezpieczną eksploatację urządzeń wykonanych z tych materiałów. nikiel i jego stopy można sklasyfikować m.in. ze względu na skład chemiczny, jednak taki sposób oznaczania w praktyce przemysłowej jest rzadko stosowany. najczęściej używane są nazwy handlowe producentów (np. inconel 625, nicrofer 7216, incoloy 800ht, alloy c-22/hastelloy c-22), oznaczenia wg werkstoff nr. (2.4856, 2.4816, 1.4959, 2.4602) oraz numery uns (uns n06625, uns 06600, uns 08811, uns 06022). dla procesów spawalniczych w przypadku np. kwalifikowania technologii spawania zgodnie z odpowiednimi normami przedmiotowymi stosuje się oznaczenia grup materiałowych zgodnie z tr iso 15608. szczególną grupę stopów niklu stanowią odmiany oznaczone 1.4876; 1.4958; 1.4959, a powiązane z nazwami handlowymi incoloy 800, 800h, 800ht, tablica i. incoloy 800 jest umacnianym roztworem stałym stopem niklu, chromu i żelaza z dodatkiem małej zawartości aluminium i tytanu. stop został opracowany przez amerykańską korporację special metals i wprowadzony na rynek w 1950 roku, w celu uzupełnienia zapotrzebowania na żaroodporne i odporne na korozję stopy ze stosunkowo niską zawartością niklu. stopy 800h i 800ht powstały wskutek rozwoju stopu podstawowego. głównymi różnicami pomiędzy stopami 800, 800h i 800ht są właściwości mechaniczne. różnice wynikają z zacieśnionego składu chemicznego stopów 800h i 800ht oraz z wysokotemperaturowego wyżarzania użytego do produkcji tych materiałów. stop 800 ma lepsze właściwości mechaniczne w temperaturze pokojowej oraz podczas krótkiej ekspozycji w podwyższonych temperaturach. natomiast stopy 800h i 800ht mają wyższą wytrzymałość na pełzanie i odporność na zerwanie w czasie długotrwałej eksploatacji w wysokich temperaturach. właściwości wytrzymałościowe stopów incoloy 800h i 800ht przedstawiono na rysunku 1. ważną właściwością tych stopów jest względnie niska skłonność do formowania się pęknięć, będących efektem korozji naprężeniowej, w środowisku chlorków, co np. w przypadku stali austenitycznych jest bardzo częstym przypadkiem. obszerne badania nad tymi pęknięciami w stopach o strukturze austenitycznej wykazały, że tendencja do pękania spada wraz ze wzrostem zawartości niklu w stopie [21,22]. rys.  1.  zależność właściwości wytrzymałościowych stopu typu incoloy 800h i 800ht od temperatury [22] fig. 1. temperature dependence of mechanical properties of incoloy 800h and 800ht alloys ze względu na przedstawione właściwości stopy niklu typu incoloy znalazły zastosowanie w budowie płaszczowo-rurowych wymienników ciepła. wykonuje się z tych materiałów wkłady rurowe, wężownice, przyłącza w postaci króćców, ściany sitowe platerowane niklem i jego stopami oraz w przypadku szczególnym całe wymienniki ciepła. z takim zastosowaniem można spotkać się np. w płaszczoworurowych wymiennikach ciepła jad produkowanych przez firmę secespol sp. z o.o. [9]. stop incoloy 800 800h 800ht nikiel 30-35 30-35 30-35 żelazo 39,5 min. 39,5 min. 39,5 min. chrom 19-23 19-23 19-23 węgiel 0,1 max. 0,05-0.10 0,06-0,10 mangan 1,5 max. 1,5 max. 1,5 max. krzem 1,0 max. 1,0 max. 1,0 max. miedź 0,75 max. 0,75 max. 0,75 max. siarka 0,015 max. 0,015 max. 0,015 max. aluminium 0,15-0,60 0,15-0,60 0,25-0,60 tytan 0,15-0,60 0,15-0,60 0,25-0,60 al+ti 0,3-1,20 0,3-1,20 0,85-1,20 tablica i. skład chemiczny stopów niklu incoloy 800, 800h, 800ht [21,22] table i. chemical composition of incoloy 800, 800h, 800ht alloys ze względu na przedstawione właściwości stopy niklu typu incoloy znalazły zastosowanie w budowie płaszczoworurowych wymienników ciepła. wykonuje się z tych materiałów wkłady rurowe, wężownice, przyłącza w postaci króćców, ściany sitowe platerowane niklem i jego stopami oraz w przypadku szczególnym całe wymienniki ciepła. z takim zastosowaniem można spotkać się np. w płaszczowo-rurowych wymiennikach ciepła jad produkowanych przez firmę secespol sp. z o.o. [9]. problemy związane ze spawaniem   stopów niklu incoloy 800/800h/800ht stopy incoloy można uznać za dobrze spawalne pod warunkiem stosowania się do ogólnych wytycznych dla tej grupy materiałowej oraz ustalonego reżimu technologicznego podczas kwalifikowania technologii spawania. do najważniejszych problemów zalicza się: 1. możliwość formowania pęknięć gorących w spoinie lub swc (podczas krzepnięcia metalu występuje błonka płynna lub krucha, pochodząca z segregacji zanieczyszczeń lub składników towarzyszących jak siarka, fosfor, tlen, krzem). 2. wzrost kruchości spoin (kruchość wysokotemperaturowa wynikająca z obecności: siarki, fosforu, ołowiu oraz innych pierwiastków tworzących z niklem niskotopliwe eutektyki, np.: cynku, cyny, bizmutu). 3. możliwość pojawienia się porowatości spoin (obecność azotu w ilości 0,025% generuje pęcherze w krzepnącym metalu, zbyt duże ilości wprowadzonego ciepła). 4. możliwość występowania korozji międzykrystalicznej (w zależności od środowiska pracy). 59przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 cel badań głównym celem badań było określenie właściwości złączy spawanych różnoimiennych typu stop niklu incoloy 800/800h/800ht austenityczna stal odporna na korozję przy zastosowaniu procesu spawania 141 oraz identyfikacja zagrożeń związanych z ich wykonywaniem. dodatkowym celem było opracowanie wytycznych umożliwiających kwalifikowanie technologii spawania płaszczowo-rurowego wymiennika ciepła zgodnie z wymaganiami pn-en iso 15614-1 (specyfikacja i kwalifikowanie technologii spawania metali. badanie technologii spawania. część 1: spawanie łukowe i gazowe stali oraz spawanie łukowe niklu i stopów niklu). badania własne na podstawie zmiennych istotnych dotyczących spawania stopów niklu, budowy płaszczowo-rurowego wymiennika ciepła oraz postawionego celu pracy przyjęto następujący plan badań: 1. dobór metody spawania w zależności o geometrii łączonych elementów tj.: średnicy zewnętrznej rur oraz grubości ścianki. 2. wykonanie prób technologicznych spawania w celu ustalenia skład chemiczny, wag. % ni cr c si mn p s al co cu ti stop niklu incoloy 800ht 31,22 20,08 0,076 0,59 0,82 0,011 < 0,001 0,49 0,11 0,15 0,47 austenityczna stal odporna na korozję 316l 11,02 16,69 0,015 0,11 0,91 0,028 0,003 mo, 2,00 tablica ii. skład chemiczny stali 316l oraz stopu niklu incoloy 800ht [22] table ii. chemical composition of 316l stainless steel and incoloy 800ht alloy parametrów prądowych, techniki spawania oraz pozostałych zmiennych istotnych. 3. wykonanie docelowych złączy próbnych. 4. przeprowadzenie badań nieniszczących (ndt) oraz niszczących (dt) zgodnie z wymaganiami normy pn-en iso 15614-1: a) badania wizualne vt, b) badania penetracyjne pt, c) badania radiograficzne rt, d) badania metalograficzne makroskopowe, e) badania metalograficzne mikroskopowe, f) statyczna próba rozciągania złączy spawanych, g) próba zginania. 5. analiza wyników badań i sformułowanie wniosków. materiały zastosowane w badaniach  po uwzględnieniu budowy płaszczowo-rurowego wymiennika ciepła, grubości oraz średnic zastosowanych elementów wytypowano metodę spawania oraz typ złącza próbnego. do spawania zastosowano proces 141 (tig). materiał podstawowy to rury z austenitycznej stali odpornej na korozję 316l (1.4404) oraz stopu niklu incoloy 800ht (1.4959) o wymiarach 60,3×2,0 mm. ze względu na przyjętą metodę spawania dobrano odpowiedni materiał dodatkowy, w postaci prętów o oznaczeniu wg pn-en iso 18274: sni6082 (werkstoff nr: 2.4806). charakterystykę właściwości mechaniczne rm [mpa] rp0.2 [mpa] a5 [%] stop niklu incoloy 800ht 575 213 55,9 austenityczna stal odporna na korozję 316l 557 213 50 tablica iii.  właściwości mechaniczne austenitycznej stali odpornej na korozję 1.4404 (316l) oraz stopu niklu incoloy 800ht (1.4959) wg atestów materiałowych table iii. mechanical properties of stainless steel 316l grade and incoloy 800ht acc. to inspection certificate skład chemiczny, wag. % ni cr mn c si fe nb ti ≥ 67,0 20,0 3,0 ≤ 0,03 ≤ 0,3 ≤ 1,7 2,5 + właściwości mechaniczne1) tablica iv. skład chemiczny oraz właściwości wytrzymałościowe spoiwa sni6082 wg pn-en iso 18274 table iv. chemical composition and mechanical properties of sni6082 consumable acc. to pn-en iso 18274 re [n/mm2] rm [n/mm2] a5 [%] kv [j] 1) bez obróbki cieplnej, po spawaniu, gaz osłonowy: i1 (99,999%ar) 440 680 42 190 (+20 °c) 100 (-196 °c) 60 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 materiałów zastosowanych w badaniach przedstawiono w tablicach ii÷iv. wstępne próby spawania wstępne próby spawania miały na celu ustalenie właściwych parametrów technologicznych umożliwiających wykonanie złączy próbnych. jako gaz osłonowy oraz gaz formujący zastosowano i1 wg pn-en iso 14175 (99,99%ar). krawędzi próbek nie ukosowano, zastosowano odstęp pomiędzy elementami 1,0÷1,5 mm. złącza próbne wykonano w pozycji h-l045. w tablicy v przedstawiono prądowe parametry spawania ustalone po wykonaniu złączy próbnych oraz weryfikacji czynników wpływających na formowanie się jeziorka ciekłego metalu. pierwsze próby spawania nie dały zadowalających wyników. w złączach próbnych zidentyfikowano niezgodności spawalnicze typu pęknięcia oraz pęcherze gazowe. dodatkowo lico spoiny charakteryzowało się wklęśnięciem. zaobserwowane wady przedstawiono na rysunkach 2 i 3. ścieg proces   spawania wymiar spoiwa  [mm] natężenie prądu spawania [a] napięcie   łuku [u] rodzaj   prądu/ biegunowość ilość   wprowadzonego  ciepła [kj/mm] 1 141 1,6 90-95 10,5-11 dc (-) 0,26-0,32 2 141 1,6 75-85 9,0-10 dc (-) 0,27-0,32 tablica v. parametry wykonania złączy próbnych table v. welding parameters for welded specimens   a)   b) rys. 2. niezgodności typu pęknięcia w złączu próbnym: a) pęknięcie promieniste, b) pęknięcie w grani spoiny fig.  2. welding imperfection in weld specimens: a) radial crack, b) longitudinal crack rys. 3. niezgodności spawalnicze w złączu próbnym: a) por gazowy z pęknięciem, b) pęknięcie w osi spoiny fig.  3. welding imperfection in weld specimens: a) radial crack, b) longitudinal crack   a)   b) analiza procesu wykonywania złączy wstępnych oraz wykrytych niezgodności spawalniczych pozwoliła na identyfikację przyczyn ich powstawania. stwierdzono, że zastosowana technika spawania odpowiednia dla stali austenitycznej nie pozwala na otrzymanie poprawnych złączy. jest to związane z dużą gęstopłynnością jeziorka ciekłego metalu. należy w takim przypadku zmienić technikę spawania umożliwiającą poprawne zwilżanie krawędzi spawanych elementów. kolejnym istotnym elementem jest właściwe czyszczenie elementów przed spawaniem oraz czyszczenie międzyściegowe. zalecono zastąpienie ręcznego czyszczenia szczotką drucianą przez szlifowanie. tlenki, które powstają w wyniku oddziaływania temperatur wyższych od 540 °c można usunąć tylko poprzez szlifowanie (zaleca się, aby proces spawania wykonać w ciągu osiemdziesięciu godzin od oczyszczenia powierzchni, aby zmniejszyć ryzyko samoistnego zanieczyszczenia). stwierdzono również, że zbyt wysokie natężenie prądu spawania nie poprawia zwilżalności, a jedynie może spowodować przegrzanie jeziorka ciekłego metalu. to z kolei prowadzi do wyparowania pierwiastków odtleniających i powstania pęcherzy gazowych, które mogą stanowić miejsce inicjowania pęknięć (rys. 3). stwierdzono również, iż obecność azotu (ok. 0,025%) powoduje powstanie porów w zastygającym metalu. najczęściej spowodowane jest to niedostateczną osłoną gazową jeziorka ciekłego metalu. wyniki badań właściwych   złączy próbnych  uwzględniając zalecenia po wykonaniu złączy wstępnych przystąpiono do wykonania złączy docelowych zgodnie z parametrami podanymi w tablicy v. następnie wykonano badania nieniszczące (ndt) oraz niszczące (dt) zgodnie z wymaganiami pn-en iso 15614-1. badania nieniszczące badania nieniszczące wykonano zgodnie z odpowiednimi normami przedmiotowymi dla danej metody badania. badania wizualne (vt), penetracyjne (pt) oraz radiograficzne (rt) złączy próbnych nie ujawniły niezgodności spawalniczych. złącza zostały sklasyfikowane na poziomie jakości b zgodnie z wymaganiami pn-en iso 5817 poza nadmiernym nadlewem, który sklasyfikowano na poziomie jakości c. zgodnie z wymaganiami pn-en iso 15614-1 ta niezgodność jest dopuszczalna na wskazanym poziomie jakości. badania niszczące statyczna próba rozciągania złączy spawanych badania złączy próbnych wykonano zgodnie z wymaganiami normy pn-en iso 4136. próby przeprowadzono przy użyciu maszyny wytrzymałościowej zdm50. temperatura otoczenia podczas badań wynosiła 25 °c. celem było określenie wytrzymałości na rozciąganie (rm) badanych złączy próbnych. na rysunku 4 przedstawiono wyniki przeprowadzonych badań. kryterium akceptacji ustalono na poziomie rm=450 mpa, co odpowiada wartości dla incoloy 800ht, zgodnie z astm b 407, jako materiału o niższej wytrzymałości na rozciąganie. 61przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 rys. 4. wyniki statycznej próby rozciągania złączy próbnych fig. 4. results of tensile tests for welded specimens złącza próbne uległy zerwaniu w materiale rodzimym o niższej wytrzymałości na rozciąganie (incoloy 800ht). uzyskano wyniki powyżej założonego kryterium akceptacji. świadczy to o poprawnie dobranym materiale dodatkowym do spawania, parametrach spawania, wysokich kwalifikacjach spawacza oraz właściwych pozostałych zmiennych istotnych dla danej technologii spawania. próba zginania statyczną próbę zginania przeprowadzono zgodnie z wymaganiami pn-en iso 5173. próby przeprowadzono przy użyciu maszyny wytrzymałościowej zdm50. kryterium akceptacji, czyli kąt gięcia równy 180°, ustalono na podstawie pn-en iso 15614-1. wyniki badań z próby zginania przedstawiono w tablicy vi. nr próbki średnica  trzpienia  gnącego  [mm] kąt zginania   [°] wynik trbb 1 8,0 180 pozytywny trbb 2 8,0 180 pozytywny tfbb 1 8,0 180 pozytywny tfbb 2 8,0 180 pozytywny trbb – próba zginania z rozciąganiem grani; tfbb – próba zginania z rozciąganiem lica tablica vi. wyniki badań złączy po próbie zginania table vi. results of bend test of welded joints na powierzchniach rozciąganych badanych próbek, nie zidentyfikowano pęknięć, naderwań oraz innych niezgodności spawalniczych. wyniki badań pozwalają stwierdzić, że zastosowana technologia spawania (spoiwo, ilość wprowadzonego ciepła, przygotowanie do spawania itp.) zapewnia uzyskanie odpowiednich właściwości plastycznych złączy spawanych. badania metalograficzne makro   i mikroskopowe badanie metalograficzne makroskopowe oraz mikroskopowe przeprowadzono zgodnie z wymaganiami pn-en iso 17639. powierzchnie próbek zostały przygotowane przy użyciu papieru ściernego o ziarnistości: 100÷2000 oraz zastosowaniu polerowania mechanicznego. trawienie przeprowadzono po jednej stronie próbki w taki sposób, aby była wyraźnie widoczna linia wtopienia, strefa wpływu ciepła i ułożenie ściegów. badaniom makroskopowym poddano również materiał podstawowy nie objęty oddziaływaniem ciepła. trawienie chemiczne odbyło się poprzez zanurzenie zgładu w odczynniku trawiącym – skład objętościowy odczynnika: 80 ml wody destylowanej, 12 ml kwasu azotowego hno3, 8 ml kwasu fluorowodorowego hf. temperatura trawienia wynosiła 70 °c, czas trawienia do 45 s. na rysunku 5 przedstawiono widok zgładu metalograficznego badanego złącza próbnego. rys. 5. złącze spawane incoloy 800ht/316l, pow. x5 fig. 5. a cross section for dissimilar welding incoloy 800ht/316l joint, mag. x5 badania metalograficzne makroskopowe nie wykazały niezgodności spawalniczym na badanym przekroju. nie stwierdzono występowania pęknięć, pustek i wtrąceń. złącze charakteryzuje się równomiernym przetopieniem. można zaobserwować nadmierny nadlew lica, co wykazały również badania wizualne oraz wyraźnie zaznaczony obszar przejścia spoiny w materiał rodzimy stali austenitycznej. rys. 6. struktury materiałów podstawowych: a) incoloy 800ht, b) 316l fig. 6. the structures of base materials: a) incoloy 800ht, b) 316l na rysunkach 6 i 7 przedstawiono wyniki badań metalograficznych mikroskopowych. struktura materiału rodzimego incoloy 800ht (rys. 6a) po przesycaniu to gruboziarnista struktura austenityczna z charakterystycznymi utworami bliźniaczymi oraz widocznymi wydzieleniami azotków ti. struktura jest prawidłowa i charakterystyczna dla tego rodzaju materiału. na rysunku 6b zaobserwowano równoosiową strukturę austenityczną z licznymi wydłużonymi wydzieleniami ferrytu delta. mikrostruktura spoiny składa się ze struktury austenitycznej w układzie dendrytycznym (rys. 7a, 7b – środkowa część złącza). dla zastosowanego powiększenia nie wykryto niezgodności np. mikropęknięć. widok linii wtopienia incoloy 800ht – spoina przedstawiono na rysunku 7a. strefa przejścia spoiny w materiał 800ht nie wykazuje swc. zaobserwowano nieznaczny rozrost ziaren austenitu w materiale rodzimym. nie stwierdzono istotnego wzrostu wydzieleń węglików w swc. dendryty układają się prostopadle głównymi osiami do linii wtopienia, co odwzorowuje kierunek rozchodzenia się ciepła. widok linii wtopienia spoina – stal odporna na korozję 316l przedstawiono na rysunku 7b. zaobserwowano wyraźnie widoczną strefę przejściową oraz pasmo o zwiększonej zawartości ferrytu delta. w celu identyfikacji rozkładu pierwiastków stopowych, które mogą świadczyć o zubożeniu warstwy przejściowej w chrom wykonano analizę rozkładu liniowego eds (energy dispersive x-ray spectometry). wyniki badań przedstawiono na rysunku 8.   a)   b) 62 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 rys.  7.  struktury stref przejściowych złącza spawanego: a) stop niklu incoloy 800htspoina, b) spoinaaustenityczna stal odporna na korozję 316l fig. 7. the structure of the transition zones of welded joint: a) nickel alloy incoloy 800ht-weld, b) 316l austenitic stainless steel weld rys. 8. analiza rozkładu liniowego eds strefy przejściowej: spoina stal austenityczna 316l fig. 8. the analysis of the linear distribution of eds of transition zone: weld 316l wykonane badania umożliwiły zidentyfikowanie zmiany ilości pierwiastków stopowych w obszarze linii wtopienia. zgodnie z oczekiwaniami zaobserwowano gwałtowną zmianę zawartości żelaza oraz niklu. wynika to ze składu chemicznego spoiwa oraz stali odpornej na korozję 316l. nie wykryto wzrostu zawartości węgla przy jednoczesnym spadku zawartości chromu. pozwala to na wysunięcie wniosku, że w badanym obszarze nie doszło do wydzieleń węglików chromu (cr23c6), które są przyczyną korozji międzykrystalicznej. świadczy to o poprawnie dobranej ilości wprowadzonego ciepła, która zapewnia uzyskanie pełnego przetopienia elementów przy jednoczesnym braku przegrzania newralgicznych obszarów złącza spawanego. literatura [1] rogalski g., łabanowski j., fydrych d., świerczyńska a.: wpływ obróbki cieplnej na właściwości spawanych austenitycznych rur wymienników ciepła. przegląd spawalnictwa 6/2014. [2] dobrzański l. a.: podstawy nauki o materiałach i metaloznawstwo. warszawa, wnt 2002. [3] davis j. r.: asm specialty handbook: nickel, cobalt, and their alloys. asm international, usa 2000. [4] lippold j. c., kiser s. d., dupont j. n.: welding metallurgy and weldability of nickelbase alloys. new jersey, wiley 2009. [5] brózda j., łomozik m.: stopy niklu stosowane w budowie urządzeń służących ochronie środowiska i ich spawalność. biuletyn instytutu spawalnictwa 2/99. [6] david s. a., siefert j. a., dupont j. n., shingledecker j. p.: weldability and weld performance of candidate nickel base superalloys for advanced ultrasupercritical fossil power plants part i: fundamentals. science and technology of welding and joining 7/2015. [7] turowska a., adamiec j.: zakres kruchości wysokotemperaturowej złączy spawanych stopu inconel 625. przegląd spawalnictwa 10/2015. [8] pilarczyk j. (red.): poradnik inżyniera. spawalnictwo, t.1. warszawa, wnt 2003. [9] www.secespol.com [10] baranowski m., jakubowski j.: lutowność wybranych nadstopów niklu. przegląd spawalnictwa 7/2014. [11] golański g., lachowicz m., słania j., kępa j., marszałek p.: napoiny z nadstopu haynes®625 na ścianach szczelnych ze stali 16mo3. przegląd spawalnictwa 8/2014. [12] rutzinger b.: influence of the welding process to the dilution rate of weld overlays on unalloyed steel using the weld consumable ernicrmo-3 (alloy 625). biuletyn instytutu spawalnictwa 5/2014. [13] adamiec p., adamiec j.: aspekty napawania stopami inconel 625 i 686 elementów w kotłach do spalania odpadów. przegląd spawalnictwa 5-6/2006. [14] ziewiec a., stępiński j., tasak e.: mikrostruktura połączeń różnorodnych stali 17-4ph ze stopami niklu. przegląd spawalnictwa 4/2013. [15] tuz l., pańcikiewicz k, tasak e., adamiec j.: ocena mikrostruktury wybranych stopów niklu. przegląd spawalnictwa 5/2014. [16] barrera o., pfeifer t., żak a.: budowa strukturalna różnoimiennych połączeń spawanych stali i stopu niklu. biuletyn instytutu spawalnictwa 4/2013. [17] rogalski g., prokop k., fydrych d., łabanowski j.: badania złączy spawanych bimetalu zgrzewanego wybuchowo stali niestopowej grade 60 ze stopem monel 400. przegląd spawalnictwa 6/2014. [18] adamiec j., więcek m.: technologia spawania laserowego rur ożebrowanych ze stopu niklu inconel 625. biuletyn instytutu spawalnictwa 5/2014. [19] chmielewski t., jakubowski j.: żaroodporne powłoki inconel 625 natryskiwane termicznie na podłoża ze stali stopowych. prace naukowe politechniki warszawskiej. mechanika 229/2009. [20] chmielewski t., jakubowski j.: zgrzewanie rezystancyjne uszczelnień typu” plaster miodu”. prace naukowe politechniki warszawskiej. mechanika 229/2009. [21] incoloy 800. materiały informacyjne. special metals corporation, 2010. [22] incoloy 800h/ht. materiały informacyjne. special metals corporation, 2010. wnioski badania wstępnej technologii spawania stopu incoloy 800ht ze stalą odporną na korozję 316l pozwoliły na określenie przyczyn generowania niezgodności spawalniczych: a) wpływ gęstopłynności jeziorka ciekłego metalu na uzyskanie przetopienia i generowanie przyklejeń – dobór optymalnej techniki spawania (zwiększenie zwilżalności krawędzi spawanych elementów), b) zbyt wysokie natężenie prądu spawania (przegrzanie jeziorka ciekłego metalu, co prowadzi do generowania porowatości, pęcherzy gazowych), c) odpowiednia czystość spawanych elementów (usuwanie tlenków, związków zawierających pierwiastki tworzące niskotopliwe eutektyki). wyniki badań ndt wykazały poprawność złączy próbnych wykonanych wg zmodyfikowanej technologii. nie stwierdzono występowania pęknięć, pęcherzy gazowych, porów oraz innych niezgodności spawalniczych. wyniki badań z próby rozciągania oraz próby zginania potwierdzają, że zmiana techniki spawania, parametrów spawania oraz sposobu przygotowania pozwala na uzyskanie właściwości spełniających kryteria akceptacji i spełnienie wymagań odpowiednich norm przedmiotowych. badania metalograficzne makroi mikroskopowe pozwoliły na identyfikację struktur w poszczególnych obszarach złącza spawanego, które charakteryzują się prawidłową budową. nie stwierdzono wydzieleń węglików chromu w obszarze przegrzania. wykonane.badania.złączy.próbnych.pozwoliły.na.kwalifikowanie.technologii.spawania.zgodnie.. z.wymaganiami.odpowiedniej.normy.przedmiotowej.(pn-en.iso.15614-1).przy.udziale.trzeciej.strony.(urzędu.dozoru.technicznego) . ps 11 2017 art 28 przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 wybrane aspekty prognozowania poziomu korozji   stali zbrojeniowej w betonie metodą elektrochemiczną  some aspects of the reinforcing steel corrosion level prediction in concrete using electrochemical method dr inż. wioletta raczkiewicz, dr inż. artur wójcicki – politechnika świętokrzyska. autor korespondencyjny/corresponding author: wiolar@tu.kielce.pl streszczenie korozja stali zbrojeniowej w betonie jest często trudna do wykrycia ze względu na brak widocznych zmian na powierzchni elementów. pomocne są w tym przypadku nieniszczące metody diagnostyczne. jedną z nich jest metoda impulsu galwanostatycznego. metoda ta pozwala ustalić obszary występowania korozji oraz oszacować aktywność korozyjną zbrojenia. w artykule opisano sposób badań przy użyciu zestawu gp-5000 galvapulsetm. zestaw ten umożliwia jednoczesny pomiar trzech wielkości: potencjału stacjonarnego zbrojenia, rezystywności otuliny betonowej oraz gęstości prądu korozyjnego, które odniesione do pewnych wartości granicznych pozwalają ocenić zagrożenie korozyjne zbrojenia. w artykule przedstawiono metodykę prowadzenia pomiarów, zaprezentowano przykładowe wyniki badań, przedstawiono sposób ich analizy i wnioski dotyczące możliwości wykorzystania metody w praktyce. słowa kluczowe: korozja zbrojenia; element żelbetowy; elektrochemiczne pomiary nieniszczące; aparatura badawcza abstract steel reinforcement corrosion in concrete is sometimes difficult to detect because of the lack of visible changes on the element surface. therefore some non-destructive methods are used. one of them is the galvanostatic pulse method. this electrochemical method allows to determine the corrosion areas and estimate the steel bars corrosion activity. this article presents a test method by using the gp5000 galvapulsetm set. using this apparatus it is possible to measure three parameters simultaneously: reinforcement stationary potential, concrete cover resistivity and corrosion current density that referred to the appropriate criteria allow to evaluate the reinforcement corrosion risk. the paper presents the methodology of measurements as well as the experimental test results, the analysis method of them and the conclusions about possibilities of using this method in practice. keywords:  reinforcement corrosion; reinforced concrete element; non-destructive electrochemical measurements; research apparatus wstęp elementy żelbetowe eksploatowane często przez wiele lat w różnych warunkach środowiska wykazują zróżnicowane zużycie. te z nich, które poddane są bezpośredniemu oddzia ływaniu czynników atmosferycznych i niewłaściwie zabezpieczone, ulegają ogólnej degradacji najszybciej [1÷4]. największe zagrożenie dla konstrukcji żelbetowych stanowią dwutlenek węgla zawarty w powietrzu oraz rozpuszczone w wodzie chlorki pochodzące np. ze środków odladzających. czynniki te, spotęgowane przez zmiany temperatury i wilgotności otoczenia, a także uszkodzenia mechaniczne, powodują zniszczenie otuliny betonowej i tym samym doprowadzają do zapoczątkowania procesów korozyjnych na zbrojeniu (rys. 1) [1÷5]. na skutek działania dwutlenku węgla i zachodzących procesów fizyko-chemicznych dochodzi do karbonatyzacji betonu, co bezpośrednio wpływa na utratę właściwości ochronnych otuliny względem zbrojenia. ochronna rola betonu wynika wioletta raczkiewicz, artur wójcicki przeglad welding technology review rys. 1. korozja zbrojenia w betonie [autorzy] fig. 1. reinforcement corrosion in concrete [authors] depasywacja pręt zbrojeniowy karbonatyzacja betonu środowisko zewnętrzne (karbonatyzacja betonu, penetracja chlorków) clco2 doi:.http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v89i11 .830 29przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 z jego wysoko alkalicznego odczynu (ph ≈ 12,5÷13,5), co skutkuje powstaniem na styku betonu i zbrojenia warstwy pasywnej (o bardzo małej przewodności jonowej), która praktycznie nie dopuszcza do korozji prętów. w wyniku karbonatyzacji, ph betonu stopniowo obniża się, a obszary zobojętniałego betonu sięgają coraz głębiej w strukturę elementu docierając aż do warstwy pasywnej. przy ph < ~11,8 warstwa pasywna ulega zniszczeniu, co w efekcie może prowadzić do zainicjowania i rozwoju elektrochemicznej korozji zbrojenia [1÷3,6]. zdarza się jednak, że do rozwoju korozji dochodzi przy ph > 11,8 [1÷3,7]. najczęściej przyczyną zniszczenia warstwy pasywnej w takich przypadkach są chlorki, które w postaci rozpuszczonych w wodzie jonów penetrują w głąb porów w strukturze betonu i doprowadzają do korozji wżerowej. często ma to miejsce w okresie zimowym na skutek stosowania środków odladzających zawierających nacl oraz cyklicznego zamrażania i odmrażania cieczy w porach betonu. przyczynić się do tego mogą także pęknięcia czy uszkodzenia mechaniczne [5,8]. istotne jest, aby proces destrukcji uchwycić w stadium początkowym (niewidocznym jeszcze gołym okiem), kiedy łatwiej i skuteczniej można podjąć działania mające na celu jego ograniczenie i zahamowanie korozji zbrojenia. duże znaczenie mają zatem wszelkie metody badawcze, które pozwalają na ocenę jakości elementów z betonu we wznoszonych lub już istniejących konstrukcjach szczególnie pod względem poziomu zaawansowania procesów korozyjnych betonu i stali [2]. badania procesów korozyjnych w betonie prowadzone są głównie w oparciu o dwa rodzaje metod: materiałowe – polegające na badaniu właściwości ochronnych otuliny betonowej na podstawie pobranych z konstrukcji próbek materiałów oraz metody elektrochemiczne – polegające na ocenie zagrożenia korozyjnego zbrojenia [2÷5,9]. wszystkie elektrochemiczne metody badań wynikają z elektrochemicznego procesu korozji zbrojenia w betonie. beton ma strukturę porowatą, której pory są wypełnione cieczą o odczynie zasadowym. można zatem przyjąć, że jest to rodzaj elektrolitu. stalowy pręt zbrojeniowy jest natomiast elektrodą umieszczoną w elektrolicie. na skutek różnic stężenia jonów w elektrolicie oraz mikrodefektów w stali, na powierzchni pręta powstają lokalne obszary anodowe i katodowe – mikroogniwa, które inicjują przepływ elektronów, a wypełniony cieczą beton jest nośnikiem jonów (rys. 2). polegające na dodatkowych pomiarach gęstości prądu korozyjnego, dzięki którym można oszacować aktywność korozyjną zbrojenia i prognozować jej tempo. w celu właściwego pomiaru gęstości prądu korozyjnego, konieczna jest polaryzacja badanego zbrojenia, czyli doprowadzenie do zaburzenia dynamicznej równowagi układu korozyjnego, jaka panuje na elektrodzie (pręt zbrojeniowy) zanurzonej w elektrolicie (beton o porach wypełnionych cieczą) (rys. 2). zaburzenie takie można wywołać za pomocą impulsu elektrycznego, a następnie zmierzyć gęstość prądu korozyjnego spowodowaną tym zaburzeniem. w zależności od sposobu generowania impulsu opracowane zostały różne metody polaryzacyjne: metoda elektrochemicznej spektroskopii impedancyjnej (zaburzenie wynika z działania prądu zmiennego w szerokim zakresie częstotliwości), metoda oporu polaryzacji liniowej (zaburzenie jest generowane przez przyłożenie liniowo zmieniającego się potencjału) oraz metoda impulsu galwanostatycznego (zaburzenie jest generowane przez prąd o określonej wartości natężenia) [3,9,11,12]. w niniejszym artykule przedstawiono specyfikę badań prowadzonych metodą impulsu galwanostatycznego [11,13]. metoda impulsu galwanostatycznego; aparatura galvapulse jednym z nielicznych urządzeń, które zaprojektowano do wykonywania pomiarów polaryzacyjną metodą impulsu galwanostatycznego jest zestaw gp-5000 galvapulsetm [11,13]. zestaw ten może być wykorzystany w warunkach laboratoryjnych do badania próbek oraz w terenie do oceny stanu korozyjnego zbrojenia rzeczywistych elementów konstrukcji. urządzenie pozwala na wykonywanie zarówno pomiarów podstawowych (potencjału stacjonarnego zbrojenia, rezystywności otuliny betonowej), jak i zaawansowanych (potencjału stacjonarnego zbrojenia, rezystywności otuliny betonowej oraz gęstości prądu korozyjnego). główne elementy zestawu to urządzenie sterująco–rejestrujące (minikomputer psion), srebrowo-chlorowa elektroda odniesienia oraz urządzenie kalibrujące. całość wraz z wyposażeniem dodatkowym mieści się w walizce (rys. 3). do zestawu dołączona jest informacja o kryteriach interpretacji wyników badań (tabl. i) [13]. w zależności od uzyskanych wartości potencjału stacjonarnego zbrojenia i rezystywności otuliny betonowej można wnioskować o poziomie prawdopodobieństwa korozji zbrojenia na badanym obszarze, a na podstawie wartości gęstości prądu korozyjnego można szacować tempo aktywności procesu korozji. rys. 2. elektrochemiczny proces korozji zbrojenia w betonie [autorzy] fig. 2. electrochemical reinforcement corrosion process in concrete [authors] rys. 3. zestaw pomiarowy gp-5000 galvapulsetm [autorzy] fig. 3. the gp-5000 galvapulsetm apparatus [authors] opracowane na tej podstawie semi-nieniszczące elektrochemiczne metody badawcze pozwalają w sposób pośredni ocenić zaawansowanie korozji stali w betonie na podstawie pomiaru pewnych wielkości elektrycznych (które wskazują na trwający proces korozji zbrojenia) [3,10,11] i odniesieniu ich do granicznych wartości kryterialnych. pomiary te dotyczą: potencjału stacjonarnego zbrojenia i rezystywności otuliny betonowej mierzonej na powierzchni betonu oraz gęstości prądu korozyjnego. przy czym pomiary potencjału stacjonarnego zbrojenia i rezystywności otuliny betonowej są pomiarami podstawowymi wskazującymi z pewnym prawdopodobieństwem obszary, na których istnieją warunki sprzyjające korozji. bardziej miarodajne są tzw. pomiary zaawansowane anoda katoda pręt zbrojeniowy fe2+ warstwa pasywna otulina betonowa 30 przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 tablica i. kryteria oceny stopnia zagrożenia korozyjnego zbrojenia [13] table i. the criteria for assessing the reinforcement risk corrosion degree [13] badania prowadzone metodą impulsu galwanostatycznego wymagają wykonania pewnych czynności przygotowawczych, do których należą: ustalenie lokalizacji badanego zbrojenia w elemencie, sprawdzenie jego ciągłości na badanym obszarze, wybór miejsca i wykonanie odkrywki zbrojenia na niewielkim odcinku w celu połączenia urządzenia pomiarowego z badanym zbrojeniem, dokładne oczyszczenie i nawilżenie powierzchni (właściwe nawilżenie można kontrolować poprzez pomiar rezystywności betonu; podczas pomiarów nie powinna ona być większa niż 50 kω). urządzenie pomiarowe powinno być właściwie skalibrowane, w tym powinny być zadeklarowane dane dotyczące punktów pomiarowych, średnicy badanego zbrojenia, czasu trwania impulsu i natężenia prądu. badania dobrze jest prowadzić na obszarze, na którym punkty badawcze rozmieszczono w sposób regularny, co pozwala generować graficzne mapy rozkładu wartości mierzonych parametrów. schemat połączenia zestawu gp-5000 galvapulsetm z badanym zbrojeniem przedstawiono na rysunku 4. zgodnie ze wskazówkami producenta efektywniej jest wykonać najpierw wstępne pomiary podstawowe na większym obszarze, a następnie, na podstawie uzyskanych wyników, przystąpić do bardziej czasochłonnych pomiarów zaawansowanych na mniejszych obszarach, na których prawdopodobieństwo korozji (określone w oparciu o pomiary podstawowe) jest większe. oprogramowanie zainstalowane w minikomputerze psion (rys. 3), który jest częścią aparatury, umożliwia dokonywanie automatycznych pomiarów oraz odpowiednią archiwizację wszystkich otrzymanych wyników, a także ich podgląd w dowolnym momencie. po wykonaniu pomiarów możliwa jest transmisja plików wynikowych na komputer stacjonarny z zainstalowanym oprogramowaniem galvapulse i ich analiza w tym lub innym programie do obróbki danych. zgromadzone wyniki można analizować w oparciu o dane stabelaryzowane lub przedstawione w postaci wykresów 2d albo 3d (graficzne mapy rozkładu mierzonych parametrów na badanej powierzchni). badania doświadczalne  – ocena zaawansowania procesu korozji w artykule zamieszczono przykładowe wyniki badań doświadczalnych uzyskanych po wykonaniu pomiarów zaawansowanych korozji zbrojenia w wybranym płytowym elemencie żelbetowym o grubości ok. 12 cm. otulina prętów wynosiła średnio 2 cm. pomiary wykonano w paśmie płyty w 14 punktach rozmieszczonych w dwóch równoległych rzędach (po siedem punktów w każdym rzędzie). odstępy między poszczególnymi punktami wynosiły ok. 10 cm (rys. 5). podłączenie aparatury pomiarowej z badanym prętem nie wy magało w tym przypadku wykonania specjalnej odkrywki rys.  4.  schemat podłączenia zestawu gp-5000 galvapulsetm do zbrojenia [13] fig.  4.  schematic connection of gp-5000 galvapulsetm set to the reinforcement [13] rys. 5. pomiary na jednym z badanych elementów [autorzy] fig. 5. the measurements on one of the tested elements [authors] p om ia ry  z aa w an so w an e p om ia ry  p od st aw ow e potencjał stacjonarny zbr., est [mv] > -200 5% prawdopodobieństwo korozji -350÷-200 50% prawdopodobieństwo korozji < -350 95% prawdopodobieństwo korozji rezystywność otuliny bet., θ [kω×cm] ≥ 20 małe prawdopodobieństwo korozji 10÷20 średnie prawdopodobieństwo korozji ≤ 10 duże prawdopodobieństwo korozji gęstość prądu korozyjnego, ikor [ma/cm 2] < 0,5 nieprognozowana aktywność korozyjna 0,5÷2,0 nieistotna aktywność korozyjna 2,0÷5,0 niska aktywność korozyjna 5,0÷15,0 umiarkowana aktywność korozyjna > 15,0 wysoka aktywność korozyjna ag/agcl reference electrode guardring reinforcement psion workabout 31przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 zbrojenia, ponieważ wykorzystano lokalne odspojenie otuliny betonowej, co często ma miejsce w długo eksploatowanych i niewłaściwie zabezpieczonych konstrukcjach z betonu. w każdym z wyselekcjonowanych punktów pomiarowych zmierzono trzy parametry: potencjał stacjonarny zbrojenia, rezystancję otuliny betonowej oraz gęstość prądu korozyjnego. na rysunku 6 zamieszczone zostały wygenerowane w programie arkusze wynikowe z podstawowymi danymi na temat badanego elementu oraz z wartościami pomierzonych parametrów dla każdego z punktów o współrzędnych odpowiednio: (1,1), (1,2), (1,3), (1,4) (1,5), (1,6), (1,7), (2,1), (2,2), (2,3), (2,4) (2,5), (2,6), (2,7). rysunek 7 przedstawia natomiast graficzne rozkłady wartości zmierzonych parametrów na badanej powierzchni odpowiednio w wersji 2d i 3d. na rysunku pokazane zostały wykresy rozkładu wartości potencjału stacjonarnego zbrojenia, gęstości prądu korozyjnego i rezystywności otuliny betonowej dla tego samego badanego obszaru. pozwala to na jednoczesną szybką analizę wyników i weryfikację wzajemnej ich zgodności. rys. 7. graficzne mapy uzyskanych wyników [autorzy] fig. 7. graphic maps of the obtained results [authors] rys. 6.  wyniki pomiarów wygenerowane w programie galvapulse [autorzy] fig. 6. results of obtained measurements made in the galvapulse program [authors] 32 przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 warunki i sposób prowadzenia badań  – ograniczenia metody w czasie badań w laboratorium na próbkach żelbetowych [6,9,14] (wykonywanych wcześniej przez autorów i nieujętych w niniejszym artykule) oraz badań w terenie na rzeczywistych elementach konstrukcji [15], zwrócono uwagę, że na uzyskiwane wyniki mają wpływ zarówno warunki środowiska, jak i sposób wykonywania pomiarów. duże znaczenie ma np. wilgotność otoczenia. według zaleceń producenta [13], przed każdą próbą należy intensywnie nawilżyć badaną powierzchnię elementu, co teoretycznie wyklucza wpływ wilgotności na uzyskiwane wyniki. jednakże nawilżenie elementu, konieczne w celu uzyskania właściwej przewodności elektrycznej materiału, może wpływać na wartości rezystywności otuliny betonowej, co zaobserwowano w czasie pomiarów laboratoryjnych [6,9,14]. dużym utrudnieniem są również zmiany wilgotności elementów w okresach letnich wpływające na trudności z utrzymaniem wymaganego nawilżenia obszarów badanych podczas pomiarów. zmiany wilgotności betonu skutkują zmianami w wartościach rezystywności, a to, przy zadanym stałym natężeniu prądu, może doprowadzić do błędnych pomiarów potencjału stacjonarnego. podczas pomiarów nawilżenie można kontrolować na podstawie pomiaru rezystywności betonu – nie powinna ona być większa niż 50 kω. badania prowadzone w różnych temperaturach otoczenia (różnice mogą wynosić nawet kilkadziesiąt stopni) [15] sprowokowały także pytanie autorów dotyczące wpływu temperatury na uzyskiwane wyniki. należy tu rozróżnić sytuacje, kiedy zachodzą istotne zmiany temperatury obiektu (np. silnie schłodzony w warunkach zimowych lub nagrzany latem) oraz wpływ warunków zewnętrznych na samą aparaturę badawczą. przyczynkowo wykonano pomiary tych samych elementów (próbek laboratoryjnych) na zewnątrz (warunki zimowe; temperatura ok. -5 °c) i wewnątrz, tj. w pomieszczeniu o temperaturze pokojowej (ok. 23 °c). zauważone różnice sugerują możliwość wpływu temperatury na wyniki uzyskiwane stosowaną metodą lub użytą aparaturą. badania wspomnianej korelacji są obecnie prowadzone przez autorów w katedrze wytrzymałości materiałów konstrukcji betonowych i mostowych politechniki świętokrzyskiej i będą przedmiotem odrębnych publikacji. należy też dodać, że oczywiście niemożliwe są pomiary w temperaturze o ujemnych wartościach. z dotychczasowych doświadczeń autorów wynika także, że bardzo istotnym elementem badań okazuje się przygotowanie powierzchni obszaru badawczego [6,15]. jest to ważne przede wszystkim w przypadku elementów starych o powierzchni, na której znajdują się często nie tylko znaczne nierówności i zanieczyszczenia, ale także czynniki organiczne (mchy lub porosty) uniemożliwiające np. odpowiednie przyleganie elektrody pomiarowej czy równomierne nawilżenie powierzchni. na podstawie badań terenowych, jak i laboratoryjnych prowadzonych dotychczas w różnych (często skrajnych) warunkach można stwierdzić, że należy zwracać szczególną uwagę na staranne przygotowanie powierzchni otuliny betonowej przed przystąpieniem do pomiarów. inne ograniczenie metody wynika z kształtu i wymiarów pierścienia sondy pomiarowej. o ile wymiary bezwzględne w oczywisty sposób ograniczają możliwości pomiarów elementów cienkich (np. krawędzie płyt o wymiarach mniejszych niż sonda), to należy także zauważyć, że niemożliwe jest wykonywanie pomiarów na powierzchniach zakrzywionych (np. słupach o przekroju kołowym) lub profilowanych drobnogabarytowych. podczas badań, z różnych względów, pojawia się od czasu do czasu komunikat urządzenia – „please make a new measurement”, co oznacza, że mierzone wartości wykraczają poza zakres wartości możliwy do interpretacji i pomiar należy powtórzyć. nie zawsze jednak wiadomo, jaka jest przyczyna braku odczytów. jeśli wynika to z lokalnego, wysokiego stopnia skorodowania zbrojenia, należy skorygować ustawienia pomiarowe poprzez zadeklarowanie dłuższego czasu pomiaru i wyższego natężenia prądu. jeśli ze zbyt słabego nawilżenia powierzchni, należy ją ponownie intensywnie nawilżyć. powodem może być też wyczerpanie baterii w urządzeniu. za każdym razem można jedynie zgadywać, co należy poprawić i ponownie, po kilku minutach, wykonać pomiar. czasami wystarczy przesunąć sondę o kilka centymetrów dalej od pierwotnie wyznaczonego punktu. analiza wyników pomiarów przeprowadzonych na różnych elementach i w różnych warunkach wskazuje też w pojedynczych punktach na nieco niespójne, w stosunku do stanu elementu, wyniki pomiarów potencjału stacjonarnego zbrojenia [6,14,15]. przykładem tego mogą być odczyty potencjału stacjonarnego zbrojenia wskazujące np. na 50% prawdopodobieństwa korozji w punkcie na powierzchni świeżo wykonanej próbki [14]. jak wcześniej wspomniano, badania podstawowe dają wstępną, zwykle mało precyzyjną informację o wielkości prawdopodobieństwa na badanym obszarze. z praktyki autorów wynika, że, w celu uzyskania miarodajnych wyników, konieczne jest wykonywanie pomiarów zaawansowanych [6,14,15]. podsumowanie – wnioski  prowadzone przez autorów artykułu badania oszacowania poziomu korozji zbrojenia w elementach żelbetowych metodą impulsu galwanostatycznego pozwoliły na sformułowanie następujących wniosków: 1. wykorzystanie polaryzacyjnej metody impulsu galwanostatycznego pozwala na ocenę zaawansowania procesu korozji zbrojenia zarówno w elementach laboratoryjnych, jak i w elementach konstrukcji rzeczywistych. w celu uzyskania miarodajnej informacji na temat postępującego procesu korozji należy prowadzić tzw. pomiary zaawansowane, tj. wykonywać jednocześnie pomiary wszystkich trzech parametrów i analizować je kompleksowo. badania podstawowe dają wyniki tylko szacunkowe, na granicy możliwości wnioskowania. 2. wyniki uzyskane z przeprowadzonych dotychczas pomiarów oraz ich analiza pozwoliły na sformułowanie wniosków dotyczących skuteczności zastosowanej metody badawczej jak i wskazały na możliwość wpływu pewnych czynników na otrzymywane wyniki. badania elementów próbnych w laboratorium pozwoliły wnioskować o wystarczającej, do celów praktycznych, miarodajności wyników uzyskiwanych zastosowaną metodą. porównywanie wyników badań elementów 33przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 żelbetowych, eksploatowanych przez kilka dekad w skrajnie różnych warunkach środowiska pozwoliły także na weryfikację możliwości i precyzji wnioskowania w sytuacjach właściwych dla badań polowych. 3. mierzone parametry pozwalają na oszacowanie stopnia zaawansowania korozji zbrojenia z różną precyzją. jednoznaczne różnice wyników badań elementów są częściej zauważane w przypadku wartości gęstości prądu korozyjnego oraz rezystywności otuliny betonowej. wartości potencjału stacjonarnego zbrojenia prowadzą w wielu przypadkach do wniosków o tym samym prawdopodobieństwie korozji dla grup elementów znajdujących się w skrajnie różnym stanie i warunkach. 4. istotnym czynnikiem wpływającym na możliwość i skuteczność wykonywania pomiarów użytą aparaturą jest odpowiednie przygotowanie badanych powierzchni. 5. na podstawie niektórych wyników pomiarów potencjału stacjonarnego zbrojenia i rezystywności otuliny betonowej uzyskanych z badań na świeżych próbkach, które wskazywały na średnie lub duże prawdopodobieństwo korozji, można wnioskować o niemiarodajności tych pomiarów. prawdopodobnie wpływ na to mają wciąż zmieniające się właściwości świeżego betonu w funkcji czasu od momentu wykonania elementu. literatura [1] ściślewski z.: ochrona konstrukcji żelbetowych, arkady, warszawa 1999. [2] czarnecki l., emmons p.h.: naprawa i ochrona konstrukcji betonowych, polski cement, kraków 2002. [3] zybura a., jaśniok m., jaśniok t.: diagnostyka konstrukcji żelbetowych. badania korozji zbrojenia i właściwości ochronnych betonu, pwn, warszawa 2011. [4] zybura a., jaśniok m., jaśniok t.: o trwałości, diagnostyce i obserwacji konstrukcji żelbetowych, inżynieria i budownictwo, 10/2010, s. 519-525. [5] linek m., nita p.: ocena stanu technicznego nawierzchni betonowych w województwie świętokrzyskim, drogownictwo 2015, t.1, zeszyt 6. [6] raczkiewicz w., grzmil w: ocena betonu jako otuliny stali zbrojeniowej, przegląd budowlany, 5/2014, s. 56-58. [7] molendowska a., wawrzeńczyk j.: freeze – thaw resistance of airentrained high strength concrete, structure and environment 2017, t. 1, zeszyt 9, s. 25-33. [8] goszczyńska b., świt g., trąmpczyński w.: analysis of the microcracking process with the acoustic emission method with respect to the service life of reinforced concrete structures with the example of the rc beams, bulletin of the polish academy of sciences: technical sciences, t. 63, zeszyt 1., s. 55-67, pan, warszawa 2015. [9] raczkiewicz w.: nieniszczące metody oceny zagrożenia korozją stali zbrojeniowej w betonie, monografia: różne aspekty jakości materiałów i procesów stosowanych w budownictwie, wydawnictwo politechniki świętokrzyskiej, m70/2015, s. 9-22. [10] jaśniok m., jaśniok t.: metody diagnostyki zagrożenia korozyjnego zbrojenia w konstrukcjach żelbetowych. podstawowe badania elektrochemiczne (cz. iii), przegląd budowlany 6/2007, s. 30-36 [11] raczkiewicz w.: zestaw pomiarowy gp-5000 jako przykład aparatury wykorzystywanej do oceny procesu korozji zbrojenia w betonie, aparatura badawcza i dydaktyczna, t. xix, 1/2014, s. 85-91. [12] jaśniok m., jaśniok t.: metody diagnostyki zagrożenia korozyjnego zbrojenia w konstrukcjach żelbetowych. zaawansowane badania elektrochemiczne (cz. iv), przegląd budowlany 7-8/2007, s. 36-43. [13] http://www.germann.org/testsystems/galvapulse/galvapulse.pdf [14] raczkiewicz w., michałowska–maziejuk d.: badania korozji zbrojenia w elementach betonowych metodą impulsu galwanostatycznego, inżynieria i budownictwo, 3/2014, s. 129-132. [15] raczkiewicz w., wójcicki a., zagrożenie korozyjne zbrojenia elementów żelbetowych eksploatowanych długotrwale w skrajnie różnych warunkach ekspozycji, przegląd budowlany 5/2016, s. 45-47. 10 welding technology review vol. 90 12/2018 evaluation of adhesive joint coating and substrate with ultrasound method dr inż. dariusz ulbrich, mgr inż. daria stępak, inż. zbigniew strumiński, dr inż. jakub kowalczyk – poznan university of technology, poland; corresponding author: dariusz.ulbrich@put.poznan.pl introduction adhesive coatings are widely used in the construction of modern machines, including motor vehicles. both protective and decorative coatings are used. preventive or regenerative coatings that are applied to obtain or reproduce specific properties can also be found. in the construction of modern vehicles, adhesive coatings are encountered at the stage of their manufacture – paint coatings – as well as renovations or repairs. the main factor affecting the durability of connection of the coating with the substrate is the adhesion phenomenon [1]. it is a phenomenon of attracting the particles of two bodies whose outer layers have been joined together. adhesion, along with the thickness and tightness of the coating, are the basic features that affect the durability of the connection and ensure the fulfilment of certain required functions [2]. adhesion of the coating to the substrate can be determined by destructive methods (e.g. the scratch method) and non-destructive methods (e.g. the ultrasound method) [3÷7]. in the case of ultrasonic tests, a module of reflection coefficient |r| of the longitudinal wave in the area of the adhesive joint is used as a non-destructive measure of adhesion. the main purpose of the research presented in this article is to assess the adhesion of the coating to the substrate for various surface preparation of the car body sheet, based on changes in the reflection coefficient |r| module. dariusz ulbrich, daria stępak, zbigniew strumiński, jakub kowalczyk conduct of the study the tests were carried out on samples prepared from car body sheet, on which a putty coating was applied, which is very often used in the repair of motor vehicle body. ultrasonic testing was carried out at designated points, both before and after applying the coating to the substrate. the recorded values of the height of the first ultrasonic wave in the area of the connection allowed to estimate the reflection coefficient |r|. a view of a sample with a putty coating applied is shown in figure 1. the substrate for the applied coating was prepared in three different ways using abrasive paper with p40, p120 and p240 designations. it should be noted that the manufacturer of the putty coating recommends the use of p80-p120 abrasive paper and the manual surface treatment of the substrate. the use of different abrasive papers has led to differentiated surface preparation, which should translate into different values of the reflection coefficient |r| and adhesion of the coating to the substrate. in each area, 12 measurement points were applied, thanks to which it was possible to assess the adhesion distribution in a given area. thanks to the determination of the coefficient of variation, it was determined that 10 ultrasound measurements should be made at one measurement point. the thickness of the putty, which was approx. 4 mm, did not have a significant impact keywords: ultrasonic testing; automotive vehicles; car body; adhesion; coating doi: http://dx.doi.org/10.26628/wtr.v90i12.983 abstract adhesive joints are widely used in the construction of modern automotive vehicles. these are not only adhesive joints, but also, connection between coating and steel substrate. the paper presents the results of tests of adhesion of the putty coating to the steel substrate using the ultrasonic method. a reflection coefficient |r| of longitudinal wave was used as a measure of adhesion in the area of the adhesive joint. the tests were performed for joints of car body sheet and a putty coating. in order to obtain different quality adhesive joints, the surface preparation of the steel sample was varied. the obtained results show that it is possible to estimate the adhesion of the adhesive coating to the steel substrate based on ultrasonic measurements. the smaller is the value of the reflection coefficient |r| the greater the mechanical adhesion of the coating to the substrate. 11welding technology review vol. 90 12/2018 fig. 1. view of the sample with the car putty coating fig. 3. the view of ultrasonic flaw detector screen after the car putty coating was applied fig. 2. the view of ultrasonic flaw detector screen before the car putty coating was applied on the results of ultrasonic measurements. ultrasonic high -frequency wave (20 mhz), due to its properties, will not penetrate through the putty layer, but will bounce off from the interface between the coating and the substrate, and some of the wave energy that penetrates into the coating material will be damped. part of the ultrasonic wave energy that will return to the transducer provides information on the quality of the adhesive joint. the research used a modern ultrasonic flaw detector usm35xs and a transducer that allows point measurements. on the basis of ultrasonic measurements (the height of the first wave impulse), the reflection coefficient was determined: |r| = 10 (1) δw = 20 • log (2) where: |r| – reflection coefficient; δw – drop in border impulses in db; h1 – height of the first (highest) pulse during the measurement in the first stage; h1 – height of the first pulse (the highest) during the measurement in the second stage. the exemplary results depicted on the flaw detector screen during ultrasonic tests before and after the application of the coating are shown in figures 2 and 3. research results the reflection coefficient of longitudinal wave takes values from 0 to 1. the value 0 means the best adhesion of the coating to the substrate, in real conditions unachievable. the value 1 is equal to the total lack of adhesion of the coating to the substrate. from the above it follows that the lower is the value of the reflection coefficient |r|, the higher the value of mechanical adhesion. the obtained values of the reflection coefficient for three areas are shown in figures 4, 5 and 6. -δw 20 h1 h1 fig. 4. the values of the reflection coefficient for the surface prepared with paper p 40 r efl ec ti on c oe ffi ci en t | r| measurement points fig. 5. the values of the reflection coefficient for the surface prepared with paper p 120 r efl ec ti on c oe ffi ci en t | r| measurement points 12 welding technology review vol. 90 12/2018 fig. 6. the values of the reflection coefficient for the surface prepared with paper p 240 r efl ec ti on c oe ffi ci en t | r| measurement points based on the ultrasonic measurements made, it should be noted that the most even values distribution of the reflection coefficient |r| were obtained for the surface prepared with p240 paper. the module values for this area are in the range of 0.5÷0.7. in the case of the other two samples, a larger dispersion of the module’s values is visible. this may be due to the process of shaping of the surface, which consisted of manual sanding of the car body sheet. references [1] m. żenkiewicz, adhezja i modyfikowanie warstwy wierzchniej tworzyw wielkocząsteczkowych, wydawnictwo naukowo-techniczne, warszawa (2000). [2] t. biestek, s. sękowski, metody badań powłok metalowych, wydawnictwo naukowo-techniczne, warszawa (1973). [3] m. jósko, metodologiczne aspekty oceny przyczepności powłok regeneracyjnych metodą ultradźwiękową, wydawnictwo politechniki poznańskiej, poznań (2002). summary taking into account the research and the conclusions obtained, the following statements can be drawn: – ultrasonic method allows to estimate the adhesion of the adhesive coating to the steel substrate, based on the value of the reflection coefficient |r| of longitudinal wave in the area of the adhesive joint. – the obtained values of the reflection coefficient |r| for samples prepared using various abrasive papers range from 0.2 to 0.9, with the dominant values of the module at the level of 0.5÷0.7. – manual sanding of the substrate surface with p40 and p120 paper causes that for the applied putty coating on the car body sheet, an even distribution of the reflection coefficient was not obtained. in the next step of the research, the results of ultrasonic tests and the values of the reflection coefficient should be linked with the mechanical adhesion of the coating to the steel substrate. badania zostały wykonane w ramach działalności statutowej wmrit politechniki poznańskiej, projekt dsmk/3530 [4] a. pilarski, ultrasonic evaluation of the adhesive degree in layered joints, materials evaluation (1985), vol. 43 (6), 765-770. [5] j. chen, x. bai, k. yang, b.f. ju, the computations of reflection coefficient of multilayered structure based on the reformulation of thomson-haskel method, ultrasonics (2012), vol. 52, 1019-1023. [6] pn-en iso 2409:2013-06 [7] dobosz k., matysiak a., powłoki ochronne w pojazdach samochodowych, warszawa, wydawnictwo komunikacji i łączności (1986). © 2019 by the authors. submitted for possible open access publication under the terms and conditions of the creative commons attribution (cc by) license (http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/). ps 12 2015 www 31przegląd spawalnictwa vol. 87  12/2015 ocena wad i niezgodności spawalniczych metodą tomografii komputerowej ct the assessment of defects and discontinuities in weldings by means of computed tomography mgr inż. artur kułaszka, mgr inż. marek chalimoniuk – instytut techniczny wojsk lotniczych, prof. dr hab. inż. michał wieczorowski, mgr inż. dariusz brzozowski – ita sp. z o.o. sp. k. autor korespondencyjny/corresponding author: artur.kulaszka@itwl.pl streszczenie w artykule przedstawiono możliwość zastosowania badań metodą tomografii komputerowej ct do oceny struktury spawów. metoda tomografii komputerowej w porównaniu do tradycyjnej radiografii daje dużo większe możliwości diagnozowania, kontroli złącz spawanych. zwiększa się wykrywalność wad i niezgodności spawalniczych, co poprawia bezpieczeństwo eksploatacji. metodą tomografii możemy dokładnie zwymiarować wadę we wszystkich jej kierunkach i zlokalizować przestrzennie w spoinie, co znacznie ułatwia diagnoście podjęcie ewentualnej decyzji o naprawie spawu lub całkowitym zbrakowaniu wyrobu. w artykule opisano także ograniczenia stosowania metody tomografii rentgenowskiej. metoda ta jest szeroko wykorzystywana w przemyśle w procesie kontroli jakości produkcji jako metoda nieniszcząca ndt oraz w ramach profilaktycznych badań diagnostycznych. słowa kluczowe: kontrola ndt, wady i niezgodności spawalnicze, diagnozowanie, tomografia komputerowa abstract in the paper a possibility of welding structure inspection by means of computed tomography was presented. in comparison to a traditional radiography, computed tomography method gives much more opportunities to diagnose and inspect welded joints. thus it is easier to detect defects and discontinuities in weldings, what in turn increases safety of use. tomography makes it possible to precisely attach to a defect dimensions in all directions and spatially localize it in a joint. this will help to take a decision regarding repair of the joint or consider a workpiece as a scrap. limits of the use of computer tomography were also described. this solution is widely used in industry in production quality control process as a ndt method as well as in regular prevention diagnosis actions. keywords: ndt inspection, defects and discontinuities in welds, diagnosis, computed tomography wstęp w procesie eksploatacji statków powietrznych występują różnego rodzaju uszkodzenia elementów jego konstrukcji, co skutkuje czasowym wycofaniem statku powietrznego z eksploatacji. pociąga to za sobą konsekwencje finansowe związane zarówno z koniecznością jego usprawnienia, jak i przestojami w przypadku komercyjnych statków powietrznych. najdalej idące konsekwencje mają uszkodzenia prowadzące do katastrof lotniczych, kiedy to poza zniszczeniem sprzętu mamy do czynienia z utratą życia wyszkolonej załogi oraz pasażerów. uszkodzenia techniki można zaliczyć do kilku grup przyczynowych, często ze sobą powiązanych. do głównych przyczyn uszkodzeń zalicza się: – wady produkcyjne, – niewłaściwie przeprowadzony remont lub usprawnienie, – błędy eksploatacyjne. odstępstwa od jakości produkcji i napraw to duża grupa artur kułaszka, marek chalimoniuk, michał wieczorowski, dariusz brzozowski uszkodzeń wykrywana w trakcie okresowych badań profilaktycznych techniki lotniczej prowadzonych zgodnie z systemem eksploatacji opracowanym dla danego typu obiektu. uszkodzenia te, na które użytkownik nie ma wpływu i nie może im przeciwdziałać, mogą się ujawniać w całym okresie eksploatacji. zarówno podczas eksploatacji jak i produkcji oraz prowadzonych remontów istnieje możliwość dokładnej oceny stanu technicznego elementów przy pomocy wielu nieniszczących metod takich jak np. wizualna, penetracyjna, ultradźwiękowa czy radiograficzna (tradycyjna 2d) [1,2]. metody te mają jednak ograniczoną zdolność oceny wad lub uszkodzeń wewnętrznych, pęknięć podpowierzchniowych, uszkodzeń występujących w materiałach wielowarstwowych. często oceny takich wad dokonuje się dopiero podczas badań uszkodzonych elementów, kiedy uwidaczniają się one na powierzchni podczas diagnostyki wizualnej, a następnie weryfikuje się je wykonując badania metalograficzne [3]. obecnie prowadzone są badania nad możliwością zasto32 przegląd spawalnictwa vol. 87 12/2015 sowania tomografii komputerowej ct do oceny struktury całego spektrum materiałów, takich jak stopy metaliczne, polimery, kompozyty oraz do oceny całych zespołów o złożonej budowie i skomplikowanej konstrukcji, a także badania betonów nawierzchniowych. metoda ta jest szeroko wykorzystywana w przemyśle w procesie kontroli jakości produkcji jako metoda nieniszcząca ndt oraz w ramach profilaktycznych badań diagnostycznych. metoda tomografii komputerowej daje dużo dokładniejsze wyniki. jako metoda nieniszcząca pozwala na weryfikację wad i uszkodzeń wewnątrz materiału. metoda tomografii komputerowej (ct) tomografia jest to zbiorcza nazwa metod diagnostycznych mających na celu uzyskanie przestrzennego obrazu przedstawiającego przekrój przez detal. wyróżniamy kilka technik tomograficznych [1,4,5]: – „klasyczne” tomograficzne zdjęcie rentgenowskie; – dwuwymiarowa ultrasonografia (usg 2d); – tomografia komputerowa (ct, kt, tk); – tomografia rezonansu magnetycznego (mri, mr, nmr, mrt); – pozytonowa tomografia emisyjna (pet); – tomografia emisyjna pojedynczego fotonu (spect); – koherentna tomografia optyczna (oct). w diagnostyce technicznej szerokie zastosowanie znalazła metoda tomografii komputerowej ang. computed tomography (ct). jest rodzajem tomografii rentgenowskiej, pozwalającym na uzyskanie obrazów przestrzennych (3d) z prześwietlania badanego obiektu wykonanych z różnych kierunków. urządzenie do ct nazywamy tomografem, a uzyskany obraz tomogramem (rys. 1.). rys. 1. przykład tomogramu elementu o złożonej geometrii fig. 1. an example of tomogram of a workpiece with complex geometry pierwszy tomograf zbudowała firma emi ltd z wielkiej brytanii w 1968 roku, a podstawy matematyczne opracował johan radon w 1917 roku [6]. obecnie najczęściej stosowanymi metodami odtwarzania obrazu są metody analityczne. dają one najlepsze wyniki, ale wymagają dużych mocy obliczeniowych. metoda dwuwymiarowej analizy fourierowskiej wykorzystuje szybką transformatę fouriera do opisania otrzymanych profili pochłaniania. transformacji poddaje się każdą z projekcji i dzięki temu uzyskuje się współczynnik pochłaniania w każdym z voxeli. współczynniki pochłaniania zostają przeliczone na liczby ct, nazywane także jednostkami hounsfielda hu [1] (1). gdzie: k – stała wzmocnienia obrazu (indywidualna dla danego tomografu), µp – współczynnik pochłaniania piksela, µw – współczynnik pochłaniania wody (wartość odniesienia). 1 p w w h u k µ µ µ − = (1) zakres jednostek hounsfielda dla ct wynosi od -1000 do +4000. taki zakres pozwala na przedstawienie obrazu w odcieniach szarości. ponieważ oko ludzkie jest w stanie rozróżnić tak szerokiego zakresu w praktyce stosuje się skalę 256 poziomów szarości. stanowi to wybrany wycinek wartości liczby ct, pozwala jednak uzyskanie na ekranie monitora wysokiego kontrastu obrazu, co ułatwia jego interpretację. do diagnozowania elementów konstrukcji lotniczych niezbędna jest duża dokładność odwzorowania struktury wewnętrznej detalu w celu np. pomiarów geometrii, badań struktury materiału, wad, jak i do diagnozowania ich stanu np. podczas naprawy (uszkodzenia termiczne, mikropęknięcia podpowierzchniowe i wewnątrz materiału rodzimego, zmiany struktury, zanieczyszczenia kanałów wewnętrznych itp.). w związku z powyższym najlepsze efekty uzyskuje się metodą z detektorem liniowym (rys. 2). w tej metodzie wiązka promieniowania jest ograniczana za pomocą przesłony do wiązki płaskiej i stosuje się cyfrowy detektor liniowy (jeden szereg czujników). po wykonaniu obrotu przedmiotu o 360° otrzymuje się płaski rentgenowski obraz plastra. w celu otrzymania obrazu przestrzennego całego detalu należy dodatkowo przesuwać detal w płaszczyźnie pionowej i za każdym krokiem wykonywać pełen obrót. pełny obraz 3d uzyskuje się po przetworzeniu wszystkich zgromadzonych danych. rys. 2. schemat badania tomograficznego z detektorem liniowym [7] fig. 2. a scheme of tomographic inspection with linear detector [7] rys. 3. tomograf z firmy ge v/tome/x m fig. 3. a ge v/tome/x m tomograph ze względu na dużą szybkość w badaniach radiografii cyfrowej coraz częściej wykorzystuje się detektory panelowe (wielokrotnie droższe od liniowych). w takim przypadku wiązka promieniowania jest kształtowana w stożek, a obraz otrzymuje się po wykonaniu jednego obrotu przedmiotu [8]. 33przegląd spawalnictwa vol. 87  12/2015 takie rozwiązanie pozwala wielokrotnie zmniejszyć czas badania pojedynczego elementu z zachowaniem bardzo dobrej dokładności. w 2012 roku instytut techniczny wojsk lotniczych zainstalował zakupiony od firmy ita-polska, przedstawiciela firmy ge phoenix, tomograf typu v/tome/x m 300 (rys. 3) o max. mocy lampy 300 kv/500w. ten nowoczesny tomograf umożliwia rozpoczęcie prac badawczych obejmujących szerokie spektrum materiałów lotniczych, np. stopy tytanu, stale, materiały kompozytowe, itp. badania nieniszczące można prowadzić z bardzo dużą rozdzielczością. wykrywane defekty poniżej 0,5 µm z wykorzystaniem lampy 180 kv lub materiałów o dużej gęstości, np. tytanowe łopatki lotnicze, wykorzystując lampę o mocy 300 kv. masa badanych elementów do 50 kg, o wymiarach 500x500x600 mm. tomografia komputerowa oprócz zastosowań lotniczych może być pomocna w badaniach w innych dziedzinach nauki, np. w badaniach lotniskowych nawierzchni betonowych, geologii, materiałów uzbrojenia, kompozytów i wielu innych. na rysunkach 4÷7 przedstawiono przykładowe obrazy uzyskane podczas badań różnych materiałów. rys. 4. obraz materiału kompozytowego fig. 4. an image of a composite material rys. 5. obraz filtra paliwa fig. 5. an image of a fuel filter rys. 6. obraz głowicy bojowej fig. 6. an image of missile head rys. 7. obraz betonu nawierzchniowego fig. 7. an image of concrete surface dzięki przejściu promieniowania przez cały obiekt tomografia rentgenowska pozwala na pomiary nawet bardzo złożonych obiektów z powierzchniami trudno dostępnymi oraz niewidocznymi wewnętrznymi inkluzjami i pustkami. badanie spawów elementów konstrukcji lotniczych produkcja lotnicza od zawsze związana jest z rygorystycznymi kryteriami oraz najwyższą jakością wytwarzania ze względu na to, iż każdy element statku powietrznego traktowany jest jako element krytyczny, mogący mieć wpływ na niezawodność i bezpieczeństwo całej konstrukcji lotniczej. dlatego też każde nowe narzędzie diagnostyczne pozwalające szybciej, dokładniej, a co za tym idzie taniej skontrolować produkt jest chętnie i szybko wykorzystywany przez producentów. taką metodą jest też tomografia komputerowa (ct) która znalazła zastosowanie między innymi do kontroli spawów elementów podwozia lotniczego. 34 przegląd spawalnictwa vol. 87 12/2015 badania prowadzone przez instytut techniczny wojsk lotniczych z wykorzystaniem tomografu typu v/tome/x m 300 firmy ge phoenix wykazały przewagę tej metody badań nad dotychczas stosowaną metodą rentgenowską opartą na analizie błon radiograficznych. obraz 3d pozyskany z tomografu jest o wiele dokładniejszy, przestrzenny, pozwalający na analizę badanego spawu w każdym kierunku i płaszczyźnie, rozróżnienie i wymiarowanie poszczególnych wad jeśli takowe występują. skan obiektu zapisany w postaci pliku pozwala na jego późniejszą analizę z wykorzystaniem programu graficznego. metoda ta choć jest wspaniałym narzędziem dla diagnosty posiada także swoje ograniczenia. do największych zaliczyć należy wysoki koszt zakupu, brak mobilności – zarówno te pracujące w układzie zamkniętym jak i otwartym oraz ograniczoną wielkością komory przestrzeń pomiarową (w zależności od modelu i typu). rys. 8. obraz spoiny 3d fig. 8. a 3d image of welded joints rys. 9. obraz spoiny 2d fig. 9. a 2d image of welded joints wnioski proces weryfikacji konstrukcji lotniczych, zarówno na etapie produkcji jak i remontu jest bardzo istotną i odpowiedzialną operacją. metoda tomografii komputerowej ct, pozwala w sposób bardziej wiarygodny, szybki i co najważniejsze nieniszczący dokonywać takiej weryfikacji (oceny). z tego powodu metodę można stosować do sprawdzania 100% partii, nie tylko do reprezentatywnej próbki z danej partii. zastosowanie tej metody w połączeniu z innymi metodami nieniszczącymi w znacznym stopniu podniesie prawdopodobieństwo wykrycia uszkodzenia elementów statków powietrznych. literatura [1] j. lewitowicz: podstawy eksploatacji statków powietrznych badania eksploatacyjne statków powietrznych, t. 4., itwl warszawa 2007. [2] s.w. rumiancew: radiologiczne metody defektoskopowe, ośrodek informacji o energii jądrowej, warszawa 1970. [3] j. błachnio, a. kułaszka: computer aided visual inspection of the technical condition of gas turbine blades during their operation period. journal of kones powertain and transport, vol. 16, no. 3, pp. 23-30, warszawa, 2009. [4] materiały z zakładu radiografii centrum onkologii w bydgoszczy: rentgenowska tomografia komputerowa. bydgoszcz. [5] materiały z firmy electronic instrument service: ct – rentgenowska tomografia komputerowa w zastosowaniach przemysłowych. [6] j. błachnio, j. pawlak: damageability of gas turbine blades evaluation of exhaust gas temperature in front of the turbine using a non-linear observer, w: advances in gas turbine technology, intech, warszawa 2011. [7] r. cierniak: computed tomography. design principles of ct equipment. algorithms for recovering of images. warsaw 2005 (in polish). [8] m. wieczorowski, b. gapiński: x-ray ct in metrology of geometric feature, acta tehnica corviniensis – bulletin of engineering, vii, 1, 95-100, 2014. ps 5 2016 www.pdf 101przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 analiza numeryczna procesu spawania wielościegowego  złącza teowego oraz obróbki cieplnej po spawaniu  numerical analysis of multipass t-joint welding and post welding heat treatment dr inż. tomasz kik; mgr inż. bernard wyględacz – politechnika śląska; dr inż. marek slováček mecas esi, brno, czech republic. autor korespondencyjny/corresponding author: tomasz.kik@polsl.pl streszczenie w prezentowanej pracy przeprowadzono analizę numeryczną spawania i obróbki cieplnej po procesie spawania wielościegowego złącza teowego blach ze stali s355j2g3 o grubości 10 mm. przeprowadzono kompletną analizę termo-metalurgiczną oraz mechaniczną dwóch wariantów spawania: z podgrzewaniem wstępnym i bez podgrzewania. wykazano wpływ zastosowanej obróbki cieplnej oraz podgrzewania wstępnego na rozkłady faz metalurgicznych w analizowanych złączach jak również rozkłady twardości, odkształceń i naprężeń. przedstawione wyniki analiz numerycznych wykazały szeroki zakres informacji o procesie, które użytkownik otrzymuje a część z nich jest albo nieosiągalna albo bardzo złożona do uzyskania w tradycyjny sposób, w trakcie badań laboratoryjnych. analizy numeryczne przeprowadzone zostały w programie visual weld (sysweld) firmy esi group. słowa  kluczowe: analizy numeryczne, mes, sysweld, odkształcenia spawalnicze, naprężenia spawalnicze, obróbka cieplna po spawaniu abstract in presented work, results of numerical simulations of welding and post weld heat treatment (pwht) of multi pass t-joint of s355j2g3 steel 10 mm thick plates were presented. complete thermo-metallurgical and mechanical analyses were done with two welding variants: with and without pwht. results presentation was focused on the influence of pwht and preheating on metallurgical phases, hardness, distortions and stresses distribution. presented analyses results gives also wide range of additional process information’s which can be achieved during the numerical simulations and can be unavailable or difficult to collect using conventional measurements method. all presented analyses were done in visual weld (sysweld) produced by esi group. keywords: numerical simulations, fem, sysweld, welding distortions, welding stresses, post weld heat treatment wstęp procesy spawania, jako najczęściej wykorzystywana technika łączenia elementów konstrukcji i maszyn, dodatkowo komplikują proces ich konstruowania. nowe materiały i oddziaływujący na nie cykl cieplny towarzyszący spawaniu powoduje powstawanie naprężeń i odkształceń po spawaniu ale również niekorzystnych zmian metalurgicznych w strukturze spawanych materiałów. rodzaj i rozkład naprężeń oraz odkształceń zależny jest o wielu czynników – sposobu umocowania elementów do spawania, właściwości mechanicznych i cieplnych, rodzaju użytej technologii, parametrów procesu spawania, rodzaju zaprojektowanych złączy, temperatur otoczenia i podgrzewania itp. uzyskanie niekorzystnego rozkładu naprężeń po procesie spawania, które w normalnych warunkach tworzą zrównoważony układ sił wewnętrznych, może mieć negatywne skutki w postaci obniżenia trwałości konstrukcji jak również skłonności do zmian właściwości w trakcie ich eksploatacji. również odkształcenia podczas oraz po spawaniu mogą być wynikiem niedotrzymania założonych odchyłek wymiarowych. tomasz kik, marek slováček, bernard wyględacz wiąże się to z koniecznością stosowania dodatkowych zabiegów naprawczych jak chociażby prostowanie, co podnosi koszt całkowity wykonania konstrukcji [1÷3]. aby uzyskać wyrób odpowiadający wymaganiom, istnieje więc konieczność posiadania obszernej wiedzy dotyczącej zachowania się materiałów poddanych cyklowi cieplnemu procesu spawania. takie dane wymagają nie tylko szerokiej wiedzy ale również często posiadania dostępu do szerokiego zakresu badań laboratoryjnych dotyczących właściwości mechanicznych jak i cieplno-metalurgicznych stosowanych materiałów. również wiedza dotycząca samego procesu spawania, odpowiedni dobór warunków brzegowych stanowi spore wyzwanie przed inżynierami decydującymi się na zastosowanie tej dziedziny wiedzy w swoich praktycznych opracowaniach [2÷6]. symulacja numeryczna procesów spawania jest zatem jednym z bardziej złożonych zagadnień w zakresie analiz prowadzonych przy użyciu metody elementów skończonych. wynika to z szeregu czynników składających się przeglad welding technology review 102 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 na sam proces i konieczności ich uwzględnienia w prowadzonych obliczeniach [2÷4]. jednakże nawet posiadanie szerokiej wiedzy teoretycznej popartej nieraz szerokimi badaniami laboratoryjnymi nie jest wystarczającym warunkiem uzyskania wysokiej dokładności wyników analiz numerycznych z zastosowaniem przypadkowych narzędzi. kluczową rolę odgrywa w tym przypadku oprogramowanie i zakres czynników wejściowych branych pod uwagę w jego działaniu. wprowadzenie na rynek zaawansowanych pakietów umożliwiających prowadzenie obliczeń z wykorzystaniem metody elementów skończonych tworzy „nową jakość” w projektowaniu niezliczonych odmian detalu celem dążenia do uzyskania maksymalnej jakości, trwałości oraz określonych cech użytkowych. dodatkowa „specjalizacja” tych pakietów pozwala na znacznie bardziej elastyczne i pełne wykorzystanie ich w tych gałęziach przemysłu, do których zostały one przeznaczone [2,4]. nowoczesne programy do analiz numerycznych procesów spawania, bazujące na metodzie elementów skończonych, znacznie zmieniły możliwości jakimi dysponuje dzisiaj inżynier spawalnik. istnieje możliwość całkowicie wirtualnego określania struktur metalurgicznych, odkształceń i naprężeń spawalniczych, na wczesnym etapie projektowania produktu lub opracowywania technologii spawania. istnieje zatem możliwość wprowadzania zmian w procesie zanim dokonane zostaną zmiany w procesie wytwarzania jak również testowania różnych wariantów danego rozwiązania tj. kolejność spawania, zmiana temperatury podgrzewania wstępnego, zastosowanie obróbki cieplnej po spawaniu. w prosty sposób, poprzez ograniczenie do minimum koniecznych do wykonania prób i prototypów, obniżamy zatem koszty wytwarzania jak również uzyskujemy dodatkowe informacje opracowując optymalną technologię [6÷11]. narzędzia obliczeniowe obecnie na rynku istnieje wiele rozwiązań w postaci oprogramowania, które w mniejszym lub większym zakresie pozwala na prowadzenie analiz zjawisk zachodzących w trakcie spawania elementów konstrukcyjnych. w analizach opisanych w artykule, wykorzystano pakiet visual weld (sysweld) firmy esi group. jest to oprogramowanie pozwalające na prowadzenie symulacji metodą elementów skończonych, obejmujące swoim obszarem zagadnienia spawania oraz obróbki cieplnej. visual weld (sysweld) pokrywa w całości problematykę analiz nieliniowych tj. nieliniowe przewodzenie ciepła w każdej przestrzeni, nieliniowa geometria wielkich odkształceń, izotropowe i kinematyczne umocnienie materiału czy przemiany fazowe. połączenie wpływu tak dużej liczby zjawisk występujących w procesie spawania pozwala na uzyskanie wysokiej zgodności wyników symulacji z rzeczywistym zachowaniem spawanej konstrukcji [2,4]. visual weld (sysweld) umożliwia symulację procesów spawania w bardzo szerokim zakresie: zarówno bez materiału dodatkowego jaki i z materiałem dodatkowym, za pomocą źródeł ciepła mających kontakt fizyczny ze spawanym elementem (zgrzewanie tarciowe, punktowe) jak również bez kontaktu (łuk elektryczny, wiązka laserowa, wiązka elektronów). podobnie szeroki jest zakres możliwej do przeprowadzenia obróbki cieplnej. są to procesy m.in.: odpuszczania, wyżarzania odprężającego, przesycania, hartowania (laserowego, indukcyjnego, wiązką elektronów, plazmowego, tarciowego), nawęglania i azotowania [4]. dane wejściowe procesu obliczeniowego stanowią w skrócie wszystkie informacje, które inżynier spawalnik znajdzie w instrukcji technologicznej spawania oraz które na podstawie własnego doświadczenia zawodowego jest w stanie podać. istotne są również wyniki, które dzięki przeprowadzeniu symulacji otrzymujemy. w tym przypadku możliwe jest uzyskanie rozkładów pola i gradientów temperatur, zawartości faz w poszczególnych obszarach złącza, odkształceń, naprężeń własnych, przemieszczeń oraz twardości [2,3,8,9,10]. w uzyskaniu wyników o bardzo wysokim stopniu korelacji z rzeczywistym zachowaniem się detalu/konstrukcji istotne są dane materiałowe jakimi dysponuje oprogramowanie. zazwyczaj właściwości mechaniczne są definiowane jako funkcje zależne od temperatury oraz zawartości poszczególnych faz. obok danych cieplno-mechanicznych materiału tj. współczynnik przewodnictwa cieplnego, ciepło właściwe/entalpia, gęstość, moduł younga, współczynnik poissona, granica plastyczności czy umocnienie, istotne są również właściwości metalurgiczne. system uwzględnia przemiany fazowe, kinetykę dla przemiany austenitycznej podczas nagrzewania oraz przemiany ferrytu, bainitu i martenzytu podczas chłodzenia (wykresy ctpcs, ctpi). w przypadku konstrukcji wykonanych z aluminium uwzględniane są m.in.: przemiany z „twardego” do „miękkiego” stadium materiału odpowiadające za utratę właściwości mechanicznych, umocnienie materiału podczas eksploatacji, utrata właściwości podczas rekrystalizacji czy podczas rozpuszczania się wydzieleń [2÷4]. opis zagadnienia zagadnienia modelowania procesów spawalniczych metodą elementów skończonych jest zagadnieniem złożonym. określenie poziomu naprężeń spawalniczych, odkształceń, rozkładu pól temperatur jest bardzo trudne ze względu na złożony charakter zależności pomiędzy temperaturą, skurczem i rozszerzalnością cieplną oraz zmiennymi właściwościami materiału w czasie i przestrzeni. w celu uproszczenia analizy rozdziela się często analizę stanu termicznego i mechanicznego. dzieje się tak ze względu na przyjętą zasadę: zmiany w stanie mechanicznych (naprężenia, odkształcenia) nie zmieniają temperatury procesu. natomiast zmiana temperatury jak najbardziej ma swoje odzwierciedlenie w zmianach rozkładu odkształceń i naprężeń. dlatego pierwsza analiza procesu spawania w takim przypadku dotyczy rozkładu pól temperatur w trakcie procesu spawania, a następnie wyniki wykorzystywane są do określenia wynikających z nich zmian w rozkładzie naprężeń i odkształceń. taki rodzaj analizy opiera się o założenie, że ciepło generowane w trakcie odkształcenia plastycznego jest znacznie mniejsze od ciepła wprowadzanego przez łuk elektryczny. stąd też możliwe jest prowadzenie analizy termicznej i mechanicznej jako dwóch osobnych, następujących po sobie analiz [2÷4]. model dyskretny, założenia i wyniki analiz w celu przedstawienia możliwości, jakie obecnie daje spawalnikowi nowoczesne oprogramowanie, analizie numerycznej poddano model złącza teowego blach ze stali s355j2g3 (tabl. i) o grubości 10 mm spawanych trzema ściegami metodą mag. mimo że w przypadku wybranego gatunku stali oraz grubości spawanych elementów nie jest wymagane przeprowadzanie po procesie spawania obróbki cieplnej w warunkach rzeczywistych, pozwoliło to jednak pokazać możliwości oprogramowania i szeroki zakres możliwości prognozowania właściwości złączy spawanych przy zastosowaniu analizy numerycznej. 103przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 skład chemiczny [% wag.] c mn si cr ni cu s p 0,18 1,6 0,55 0,035 0,035 tablica i. skład chemiczny stali s355j2g3 wykorzystany przy tworzeniu bazy materiałowej w programie sysweld table i. chemical composition of s355j2g3 steel used during preparing of material database in sysweld w tym celu wykonano trójwymiarowym model dyskretny. elementy spawane posiadały wymiary 100x150x10 [mm] (dolna blacha) i 100x75x10 [mm] (górna blacha), rysunek 1. siatka elementów skończonych składająca się z trójwymiarowych elementów typu solid zawierała 84244 elementy oraz 73923 węzły. siatka została zagęszczona w obszarze złącza oraz bezpośrednio do niego przyległym w celu zwiększenia dokładności prowadzonych analiz. jako model źródła wybrany został model w kształcie podwójnej elipsoidy (model goldaka), rysunek 1. model ten został poddany wstępnie kalibracji w module „heat input fitting” w celu zoptymalizowania kształtu wirtualnego jeziorka ciekłego metalu, tablica ii, rysunek 2. warunki brzegowe odpowiadające zamocowaniu elementów zostały tak ustawione, że symulowały spawanie elementów bez dodatkowego usztywnienia. przeprowadzone zostały zarówno analizy termiczne jak i mechaniczne dla dwóch wariantów procesu spawania: bez podgrzewania wstępnego oraz z podgrzewaniem do temperatury 150 °c. dodatkowo, na podstawie obliczonych udziałów poszczególnych faz metalurgicznych oraz składu chemicznego stali, wyliczone zostały rozkłady twardości po spawaniu oraz obróbce cieplnej. analizie poddano zarówno wyniki analiz otrzymane z samego procesu spawania (po ostudzeniu złącza do temperatury otoczenia) jak również po przeprowadzonej rys. 1. trójwymiarowy model dyskretny (po lewej) oraz widok źródła w kształcie podwójnej elpisoidy umieszczonego na trajektorii 3 ściegu (po prawej) fig. 1. 3d discrete model (on the left) and view of double ellipsoidal heat source on the 3rd bead trajectory (on the right) rys. 2.  przykładowy rozkład temperatur w trakcie spawania 3-go ściegu na przekroju poprzecznym złączy teowych blach o grubości 10 mm ze stali s355j2g3 metodą mag bez podgrzewania wstępnego (po lewej) oraz z podgrzewaniem wstępnym do 150 °c (po prawej) fig. 2. an example of temperature distributions during 3rd bead welding on the cross section of s355j2g3 10 mm thick plates t-joint mag welded without (on the left) and with preheating up to 150 °c (on the right) nr ściegu epul [j/mm] v [mm/s] k parametry modelu  źródła ciepła l/w/d 1 750 6 0,8 13/9/5 2 750 14/10/5 3 850 14/10/5 parametry obróbki cieplnej: temperatura pieca – 600 °c, czas nagrzewania – 14400 s, chłodzenie – na wolnym powietrzu w temperaturze 20 °c uwagi: epul (energy per unit length) – energia liniowa spawania, v – prędkość spawania, k – współczynnik sprawności metody spawania, parametry modelu źródła ciepła w programie sysweld (parametry geometryczne modelu goldaka): l – długość jeziorka ciekłego, w – szerokość jeziorka ciekłego metalu, d – głębokość wtopienia tablica ii.  parametry wykorzystane w symulacji procesu spawania wielościegowego złączy teowych blach o grubości 10 mm ze stali s355j2g3 metodą mag table ii. welding simulation parameters of of s355j2g3 10 mm thick plates t-joint mag welding rys. 3.  rozkład martenzytu (u góry) i bainitu (na dole) po procesie spawania złączy teowych blach o grubości 10 mm ze stali s355j2g3 metodą mag bez podgrzewania wstępnego (po lewej) oraz z podgrzewaniem wstępnym do 150 °c (po prawej), tabl. iii fig. 3. martensite distribution (on the top) and bainite (on the bottom) of s355j2g3 10 mm thick plates t-joint mag welded without preheating (on the left) and with preheating up to 150 °c (on the right), tabl. iii 104 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 obróbce cieplnej (odpuszczaniu w temperaturze 600 °c). obliczenia prowadzono metodą typu „transient” czyli w sposób ciągły z podziałem na chwile czasowe oddzielone krokiem czasowym, który jest automatycznie zmieniany przez solver. analiza termometalurgiczna pozwoliła na określenie rozkładu i wartości poszczególnych faz metalurgicznych w analizowanych złączach zarówno po zakończeniu procesu spawania i ostudzeniu złącza do temperatury otoczenia jak również po przeprowadzonej obróbce cieplnej, tablica iii, rysunek 3 i 4. w oparciu o przeprowadzone analizy rozkładu faz metalurgicznych oraz skład chemiczny zastosowanego materiału istnieje również możliwość określenia rozkładu twardości w spawanym złączu, tablica iv. taki wynik stanowi bardzo dobrą podstawę do prostej weryfikacji wyniku obliczeń z przykładowym złączem spawanym uzyskanym w wyniku prób. w wyniku przeprowadzonych obliczeń mechanicznych, możliwe było również obserwowanie rozkładu odkształceń całkowitych oraz w poszczególnych osiach (kierunkach) a także naprężeń zredukowanych (zgodnie z hipotezą vonmises) oraz średnich, tablica v i vi, rysunek 5 i 6. dodatkową zaletą analiz numerycznych jest również fakt, że wartości te można śledzić w sposób ciągły tj. w każdej, dowolnej chwili procesu spawania i stygnięcia złącza jak również procesu obróbki cieplnej a także w każdej osi układu współrzędnych. takie informacje, stanowią często dodatkowe, cenne informacje dla osoby projektującej złącze lub konstrukcję. nr ściegu epul [j/mm] v [mm/s] k parametry modelu   źródła ciepła l/w/d 1 750 6 0,8 13/9/5 2 750 14/10/5 3 850 14/10/5 parametry obróbki cieplnej: temperatura pieca – 600 °c, czas nagrzewania – 14400 s, chłodzenie – na wolnym powietrzu w temperaturze 20 °c uwagi: epul (energy per unit length) – energia liniowa spawania, v – prędkość spawania, k – współczynnik sprawności metody spawania, parametry modelu źródła ciepła w programie sysweld (parametry geometryczne modelu goldaka): l – długość jeziorka ciekłego, w – szerokość jeziorka ciekłego metalu, d – głębokość wtopienia tablica iv. wartości minimalne i maksymalne obliczonych twardości złączy teowych blach o grubości 10 mm ze stali s355j2g3 metodą mag po procesie spawania i obróbce cieplnej w zależności od zastosowanego wariantu technologicznego table iv. minimal and maximal values of calculated hardness on s355j2g3 10 mm thick plates t-joint mag welded rys.  4.  rozkład martenzytu odpuszczonego po procesie obróbki cieplnej (odpuszczania w temperaturze 600 °c) złączy teowych blach o grubości 10 mm ze stali s355j2g3 metodą mag spawanych bez podgrzewania wstępnego (po lewej) oraz z podgrzewaniem wstępnym do 150 °c (po prawej), tabl. iii fig. 4. tempered martensite distribution after post welding heat treatment (in temperature 600 °c) of s355j2g3 10 mm thick plates t-joint mag welded without preheating (on the left) and with preheating up to 150 °c (on the right), tabl. iii rys. 5. rozkład odkształceń całkowitych po procesie obróbki cieplnej złącza spawanego bez podgrzewania wstępnego (po lewej) oraz z podgrzewaniem wstępnym do 150 °c (po prawej), tabl. v fig.  5. mean distortion distribution after pwht of t-joint welded without preheating (on the left) and with preheating up to 150°c (on the right), tabl. v rodzaj/charakter  odkształcenia wartość odkształcenia [mm] wariant bez podgrzewania wstępnego z podgrzewaniem wstępnym (150 °c) min. max. min. max. całkowite                            – po spawaniu  – po obróbce cieplnej 0 3,34 0 3,6 0 3,35 0 3,6 w osi x (poprzeczne)          – po spawaniu – po obróbce cieplnej 0 3,34 0 3,6 -0,17 2,86 -0,2 0,06 w osi y (wzdłużne)             – po spawaniu – po obróbce cieplnej -0,35 0,32 -0,33 0,35 -0,36 0,3 -0,35 0,32 w osi z                                 – po spawaniu – po obróbce cieplnej -1,71 0,04 -1,86 0,04 -1,74 0,03 -1,88 0,03 tablica v. wartości odkształcenia całkowitego oraz w poszczególnych osiach złączy teowych blach o grubości 10 mm ze stali s355j2g3 metodą mag po procesie spawania i obróbce cieplnej w zależności od zastosowanego wariantu technologicznego, rys. 5 table v. values of mean distortions and in different axes on s355j2g3 10 mm thick plates t-joint mag welded after welding and pwht according to used technological variant, fig. 5 105przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 etap spawania   i rodzaj naprężeń wartość naprężeń [mpa] wariant bez podgrzewania wstępnego z podgrzewaniem wstępnym (150 °c) min. max. min. max. po 1 ściegu     – zredukowane (vonmises) – średnie 0 606 0 555 -324 374 -312 350 po 2 ściegu     – zredukowane (vonmises) – średnie 0 714 0 652 -331 416 -347 390 po 3 ściegu     – zredukowane (vonmises) – średnie 0 667 0 623 -375 434 -366 407 po obróbce     – zredukowane (vonmises) – średnie 0 233 0 229 -178 1 91 -172 180 tablica vi. wartości naprężeń zredukowanych i średnich w poszczególnych etapach spawania złączy teowych blach o grubości 10 mm ze stali s355j2g3 metodą mag w zależności od zastosowanego wariantu technologicznego, rys. 6 table vi. values of vonmises and mean stresses on s355j2g3 10 mm thick plates t-joint mag welded according to used technological variant, fig. 6 rys. 6. rozkład naprężeń zredukowanych (vonmises) po procesie spawania oraz obróbki cieplnej złączy teowych blach o grubości 10 mm ze stali s355j2g3 metodą mag spawanego bez podgrzewania wstępnego, tabl. vi fig. 6. vonmises stresses distribution after welding and pwht of t-joint welded without preheating, tabl. vi podsumowanie przeprowadzone analizy numeryczne procesu spawania wielościegowego złączy teowych blach o grubości 10 mm ze stali s355j2g3 metodą mag spawanych bez podgrzewania wstępnego oraz z podgrzewaniem wstępnym wykazały, że istnieje możliwość analizy wielu czynników wpływających na przebieg procesu oraz otrzymane wyniki, które całkowicie zgadzają się z posiadaną przez spawalnika wiedzą inżynierską. wyniki tych analiz dostarczają mu również dodatkowych informacji dotyczących przebiegu procesu jak również ewolucji odkształceń i naprężeń w zależności od stosowanych warunków technologicznych (tutaj zastosowanie podgrzewania wstępnego oraz obróbki cieplnej złącza po procesie spawania). same analizy stanowią być może o kwestiach oczywistych, natomiast są bardzo dobrym przykładem jak szczegółowo i na wielu parametrach spawalnik jest w stanie oprzeć argumenty swoich dalszych działań. analizując rozkład faz metalurgicznych i ich procentowy udział w złączu, widoczne jest zarówno korzystne działanie procesu obróbki cieplnej – spadek zawartości martenzytu przy zastosowaniu podgrzewania wstępnego z wartości maksymalnie prawie 75% do wartości około 39 %. również zastosowanie obróbki cieplnej po spawaniu jest wyraźnie widoczne w rozkładzie faz metalurgicznych i maksymalnych zawartościach poszczególnych faz. struktura martenzytyczna i bainityczna powstała po procesie spawania zastąpiona zostaje strukturami odpuszczonymi, tablica iii. zmiany te widoczne są również w wynikach obliczeń rozkładu twardości w analizowanym złączu. w obu analizowanych przypadkach maksymalna twardość po obróbce cieplnej znacząco spada. w przypadku złącza spawanego bez podgrzewania wstępnego jest to spadek z niebezpiecznych 420hv do dopuszczalnego poziomu około 291 hv, natomiast w przypadku zastosowania podgrzewania wstępnego zmiana ta jest łagodniejsza: z 370 do 222hv, tablica iv. analiza mechaniczna również niesie ze sobą wiele informacji zgodnych z wynikami analizy termo-metalurgicznej ale i założeniami stosowanych zabiegów technologicznych takich jak podgrzewanie wstępne złącza oraz obróbka cieplna 106 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 literatura [1] kong f., ma j., kovacevic r.: numerical and experimental study of thermally induced residua stress in the hybrid laser–gma welding process, journal of materials processing technology 211 (2011) 1102–1111. [2] kik t.: numerical analysis of mig welding of butt joints in aluminium alloy, biuletyn instytutu spawalnictwa, (2014) r. 58 nr 3, pp. 37-49. [3] esi group: sysweld reference manual, digital version sysweld 2015.1 [4] ferenc k., ferenc j.: konstrukcje spawane, projektowanie połączeń. wnt 2000. [5] goldak j., breiguine v., dai n., zhou j.: (1996). thermal stress analysis in welds for hot cracking. asme, pressure vessels and piping division pvp. proceeding of the 1996 asme pvp conf., july 2, 1-26, montreal. [6] wu cs, wang hg, zhang ym: a new heat source model for keyhole plasma arc welding in fem analysis of the temperature profile. weld j 2006;85(12): 284s–91s. [7] böhme t., dornscheidt c., pretorius t., scharlack j., spelleken f.: modeling, simulation and experimental studies of distortions, residual stresses and hydrogen diffusion during laser welding of as-rolled steels, materials science and technology, 3/2012. [8] slováček m., kik t.: wykorzystanie analiz numerycznych procesów spawania jako wsparcia technicznego w przemyśle. cz. 1, wstęp do zagadnienia symulacji numerycznych procesów spawania. biuletyn instytutu spawalnictwa 2015 r. 59 nr 4, s. 42-47. [9] kik t., slováček m., moravec j., vaněk m.: numerical analysis of residual stresses and distortions in aluminium alloy welded joints, applied mechanics and materials, vols. 809-810, 443-448 doi: 10.4028/www.scientific.net/amm.809-810.443. [10] kik t., slováček m., moravec j., vaněk m.: numerical simulations of heat treatment processes, applied mechanics and materials, vols. 809-810, 799-804 doi: 10.4028/www.scientific.net/amm.809-810.799. [11] kik t., burda m.: numerical simulation in laboratory research of welding processes as a tool for study cnt stability in molten metal. the first international conference on modern manufacturing technologies in industrial engineering. modtech 2013, sinaia, romania, june 27-29, 2013. book of abstracts. red. c. carausu. iasi : modtech publishing house, 2013, s. 218 ( 2286-4369). po procesie spawania. w przypadku analizy odkształceń złącza, wiadomym jest że w tego typu złączach za wielkość i charakter odkształceń odpowiada głównie sposób zamocowania elementów do spawania oraz liczba ściegów i ilość ciepła wprowadzona do złącza. ponieważ oba warianty technologiczne analizowane były bez usztywnienia (zamocowania) złącza, stąd też wyniki odkształceń i ich rozkład jest bardzo zbliżony. nie zmienia go również przeprowadzona po procesie spawania obróbka cieplna (prowadzona również bez usztywnienia złącza). podobnie przedstawia się sytuacja w przypadku analizy rozkładu naprężeń w spawanych złączach. wielkość ta również zależy w dużym stopniu od sposobu zamocowania elementów do spawania oraz liczby ściegów i ilości ciepła wprowadzonego do złącza. dodatkowo wpływ na wielkość i rozkład naprężeń mają również obliczane w analizie termo-metalurgicznej rozkłady faz metalurgicznych. otrzymujemy również dodatkową możliwość analizy tych naprężeń w trakcie spawania. takie pomiary są niemożliwe do wykonania w przypadku realnych prób spawania a dają wiele cennych informacji np. o przyczynach powstawania pęknięć czy odkształceń. również w tym przypadku widoczne są, choć niewielkie, różnice w wartości maksymalnych naprężeń w analizowanych przypadkach a zastosowanie obróbki cieplnej złącza po spawania obniża wartości naprężeń z poziomu około 620-670 mpa do wartości 180-191 mpa, tablica vi. zatem w przeprowadzonych analizach potwierdzono, że zarówno podgrzewanie wstępne jaki i obróbka cieplna złączy spawanych pozwala na obniżenie poziomu naprężeń w złączach. jednak dodatkową zaletą prowadzenia tego typu analiz jest już wspomniana, znacznie większa liczba danych, którą otrzymujemy analizując wirtualnie taki proces. nic więc nie stoi na przeszkodzie do tego, żeby użyć tego narzędzia do optymalizacji całego procesu spawania i poszukiwania najlepszych rozwiązań przy znacznie ograniczonych kosztach wynikających z braku konieczności prowadzenia realnych prób spawania a następnie badań laboratoryjnych. temporary maintenance temporary maintenance the web server for is currently undergoing some maintenance. try this page again what happened? servers and websites need regular maintnance just like a car to keep them up and running smoothly. what can i do? if you're a site vistor if you need immediate assistance, please send us an email instead. we apologize for any inconvenience. if you're the site owner the maintenance period will mostly likely be very brief, the best thing to do is to check back in a few minutes and everything will probably be working normal agian. 16 welding technology review vol. 90 11/2018 adhesion of the powder flame sprayed coatings using fe-cr-co-mo powder dr inż. agnieszka rzeźnikiewicz, mgr inż. piotr cetnarowski – silesian university of technology, poland corresponding author: agnieszka.rzeznikiewicz@polsl.pl introduction the dynamic development of technology in the last few decades has put a new challenge in front of the spraying technology – the process of applying coatings which will not have a significant thermal effect on the substrate was sought. the powder flame spraying process allowed to limit thermal stresses in the substrate, and consequently enabled the coating of brittle (ceramics, glass) or low-melting (polymers) materials. the mechanism of coating formation in the powder flame spraying process differs from the mechanisms which take place in conventional thermal spraying methods. in most technologies, the main driving force that guarantees the formation of the coating is an increased thermal energy. in the powder flame spraying method, the amount of thermal energy has been minimized. the coating is created as a result of work carried out at the expense of the kinetic energy of the stream of particles colliding with the surface of the element. the sprayed material and the substrate material are not melted, and also in many cases are not plasticized. the primary goal of welding technology is to obtain the highest possible properties at the lowest cost. the increased adhesion of powder flame sprayed coatings will reduce the costs of both new parts and the regeneration of already used parts. cold sprayed coating thermal barriers are used in very many cases, e.g. on substrates in electronics, spark plugs, isolating turbine components or resistant to high temperatures and heatstroke of the combustion chamber of aircraft engines [1÷5]. agnieszka rzeźnikiewicz, piotr cetnarowski purpose and course of the research the aim of the conducted research was to assess the adhesion of the sprayed coatings to the previously prepared substrate. powder flame spraying technology was used. the in fluence of the powder flow rate on the obtained adhesion values was taken into account. tests of the adhesion of coatings sprayed to the substrate were made on cylindrical samples. the spraying tests were carried out with the use of rototec 51000 undercoat powder, which was a ni-al-mo alloy, subsequently coated with an operational coating made of rototec 19404, which is an fe-cr-co-mo alloy. the coatings were sprayed on rollers made of s235n steel with the dimensions shown in figure 1. the working surface of the roller was marked with a red line. the powder manufacturer reports that the rototec 19404 powder is a metallic powder for making wear resistant coatings on all types of metals, except pure copper and magnesium. keywords: powder flame spraying; coating; adhesion strength; surface modification doi: http://dx.doi.org/10.26628/wtr.v90i11.974 abstract the aim of the research was to assess the adhesion of the powder flame sprayed coatings to the previously prepared substrate. the spraying tests were carried out using rototec 51000 base powders which was ni-al-mo alloys, then coated with an outer coating made of rototec 19404, which is an alloy fe-cr-co-mo. the coatings were tested for adhesion in accordance with the pn-en iso 14916: 2017 standard and also topography tests of sprayed coatings using scanning electron microscopy. fig. 1. dimensions of the shafts used for testing 70 40 15 17welding technology review vol. 90 11/2018 table i. technological conditions for cold spraying of the undercoat and working layer on s235n steel cylindrical samples used for example for: shaft sleeves, crankshafts, press rods, plunger pistons and places under the bearings on shafts. whereas the rototec 51000 is a metallic undercoat powder based on ni-al-mo dedicated for powder flame spraying technology. according to the manufacturer, the hardness of the coating is 170 hv. the castodyn ds 8000 acetylene-oxygen burner with the ssm10 burner tip was used for the tests. the temperature of the spraying process was controlled and was below 300 ° c. the temperature was measured by an industrial pyrometer after applying the undercoat layer and just after the spraying process. the technological conditions of the powder flame spraying process of the undercoat and working layer for cylindrical samples made of s235n steel are shown in table i. test results analysis the powder flame spraying tests were carried out with the use of undercoat powder, which was a ni-al-mo alloy, subsequently coated with an operational coating made of rototec 19404, which is an fe-cr-co-mo alloy. the performed metallographic examinations revealed that on the surface of s235n steel there were two coatings: undercoat layer (b) and external coating (working)(a)(fig. 2). the low temperature of the spraying process resulted in a minimal thermal effect on the steel substrate. the average thickness of the sprayed layer was 900 μm. fig. 2. view of the sprayed coating (series 1): a – the structure of the outer coating (working), b – the structure of the undercoat layer, c – the structure of the native material oxygen pressure [bar] 4 acetylene pressure [bar] 0,7 additional transporting gas – distance of the burner from the ground [mm] 200 number of passes (bonding layer) 1 thickness of the bonding layer [mm] 0,06 number of passes (working layer) 5 thickness of the working layer [mm] 0,84 before the spraying process, the working surfaces of the rollers were cleaned in a shot peening operation with corundum particles. the adhesion test of sprayed coatings was determined by using the tearing method in a static tensile test in accordance with pn-en iso 14916:2017 [6]. the tearing method uses a static tensile test to determine the adhesion of the coatings. the face of cylindrical samples covered with a working coating was glued to the counter-sample with loctite ea 3430 epoxy adhesive with a tensile strength of 36 mpa. the samples were placed in a testing machine and subjected to static stretching until their rupture. the tensile test results allowed to determine the value of the peel force from the substrate and to calculate the adhesion of the sprayed coating. designation of the sample bonding layer powder flow rate (setting according to instructions) breaking force [n] adhesion of the coating [mpa] average coating adhesion [mpa] standard deviation 1.1 rototec 51000 3 5300 8.61 9.21 2.731.2 7000 11.37 1.3 4700 7.64 2.1 4 7200 11.70 14.14 3.332.2 10100 16.41 2.3 8800 14.30 table ii. results of the static tensile test of the powder flame sprayed coatings using the scanning electron microscope, analysis of the chemical composition of the undercoat layer and the external coating was performed, which confirmed the chemical composition of the undercoat layer being the ni-al-mo alloy (fig. 3b). however, in the case of the external coating, the chemical composition was slightly different from the composition declared by the manufacturer (fig. 3a). according to the manufacturer, the powder was fe-cr-co-mo alloy, according to the analysis of the chemical composition it was a fe-cr alloy with a low content of si and co. the lack of mo in the working coat probably resulted from careless mixing of the powder before the spraying process. the adhesion to the substrate of the sprayed coatings was determined based on the static tensile test until decohesion of the coating. it showed that the adhesion of the coatings 18 welding technology review vol. 90 11/2018 fig. 3. microanalysis of the chemical composition of sample 1: a) the outer coating (working), b) the undercoat layer element wt % ok 5,68 sik 2,42 crk 15,17 fek 75,15 cok 1,58 element wt % ok 3,84 alk 10,70 mol 4,69 nik 80,78 a) b) se1 se1 10 µm10 µm fig. 4. microstructure of sample 1.2 after adhesion tests depended on the flow rate of the powder. the adhesion to the substrate was higher for the powder flow rate of 4 (setting according to the instructions) and was 14 mpa. in the case of a lower powder flow rate (3-setting according to the instructions) the adhesion was lower and amounted to 9 mpa. the results are shown in table ii. in [2], coatings sprayed with identical technology, identical undercoat powder being a ni-al-mo alloy and a slightly different working layer, were tested. these layers were characterized by a much lower adhesion to the substrate of 6.5 mpa. these layers were made with an even lower powder flow rate (setting 2 according to the instructions), which may indicate a high impact of the powder flow rate on the adhesion of the layer to the substrate [2]. during tests of adhesion to the substrate of sprayed coatings, the assemblies lost their cohesion due to delamination of the external layer from the undercoat layer (fig. 4). 19welding technology review vol. 90 11/2018 references [1] a. klimpel, napawanie i natryskiwania cieplne. technologie, wnt warszawa (2000). [2] m. adamiak, a. czupryński, j. górka, b. tomiczek, testing of flame sprayed al2o3 matrix coatings containing tio2, archives of metallurgy and materials (2016), nr 3, 1363-1370. [3] f. hirotaka, o. nobutada, a study of adhesive strength of cold spray coatings, advances in technology and applications (2004), 329-334. [4] a. czupryński, a. ozgowicz, analiza właściwości powłokowych barier cieplnych natryskiwanych płomieniowo, welding technology review (2014), vol. 86(12), 9-18. conclusions 1. powder flame spraying with rototec 19404 powder on the undercoat layer made of rototec 51000 powder allowed to obtain coatings with a thickness of approx. 900 μm on a steel substrate. 2. the rate of powder flow affects the adhesion of the layer to the substrate. higher adhesion to the substrate was characterized by coatings made with a higher powder flow rate. [5] c. moreno-tellez, i. perez-rodriguez, l. quintero-sanchez, influence of deposit parameters on the adhesion of ni-al-mo coatings by thermal spray, materials engineering (2015), vol. 17(2), 101-109. [6] pn-en iso 14916:2017 natryskiwanie cieplne – określanie przyczepności metodą odrywania. © 2019 by the authors. submitted for possible open access publication under the terms and conditions of the creative commons attribution (cc by) license (http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/). ps 01 2017 tch.pdf 45przegląd  spawalnictwa vol. 89 1/2017 wpływ tlenu resztkowego w gazie formującym   na wybrane właściwości grani złącza stali 304l   spawanego tig orbitalnie the influence of the residual oxygen in the forming gas on selected properties of the 304l steel root joint welded by orbital tig streszczenie w pracy opisano wpływ stężenia tlenu resztkowego w gazie formującym na wybrane właściwości grani spoiny czołowej stali 304l wykonanej metodą spawania orbitalnego tig. przeprowadzono próby spawania z gazem formującym ar z zawartością tlenu na poziomie 6 ppm oraz 500 ppm. uzyskane złącza porównano pod względem budowy strukturalnej oraz rozkładów twardości. słowa kluczowe: spawanie orbitalne tig; stal 304l; utlenianie grani abstract this paper describes the effect of the concentration of residual oxygen in the forming gas on selected properties of the root area in butt weld of steel 304l made by orbital tig welding method. welding tests were conducted in argonium forming gas with oxygen content of 6 ppm and 500 ppm. the resulting joints were compared in terms of structural composition, geometry and hardness distribution. keywords: orbital tig welding; steel 304l; oxidation of root wstęp najpopularniejszą metodą łączenia rurociągów ze stali wysokostopowej jest metoda tig (ang. tungsten inert gas), zwana też gtaw (ang. gas tungsten arc welding). pomimo trudności z jej automatyzacją, na potrzeby wykonywania połączeń doczołowych rur opracowano odmianę orbitalną tig. jest to odpowiedź na ciągle rosnące wymagania jakościowe. nie bez znaczenia pozostaje kwestia oczekiwania wyższej wydajności spawania niż podczas spawania ręcznego oraz prognozowanego deficytu wysoko wykwalifikowanych spawaczy. wprowadzenie automatyzacji dostarcza jednak wielu trudności dotyczących, chociażby zapewnienia stałych właściwości „styku” przygotowanego złącza, na zmianę których, spawacz operujący ręcznie reaguje odpowiednio w czasie rzeczywistym. spawanie orbitalne jest procesem zautomatyzowanym, realizowanym za pośrednictwem specjalnie przystosowanych do tego celu głowic spawalniczych przemieszczających się względem nieruchomego złącza. technika spawania orbitalnego jest wykorzystywana m.in. do wykonywania rurociągów, wężownic i innych konstrukcji rurowych. w technice spawania orbitalnego mogą być wykorzystywane różne metody spawania (najczęściej tig). w przypadku elementów rurowych o grubości ścianki do 2 mm proces spawania może być prowadzony bez dodatku spoiwa, podczas spawania elementów o większej grubości, stosowany jest materiał dodatkowy [1÷4]. marcin drabarz; tomasz chmielewski przeglad welding technology review mgr inż. marcin drabarz – mdtechnology, dr hab. inż. tomasz chmielewski, prof. pw – politechnika warszawska. autor korespondencyjny/corresponding author: t.chmielewski@wip.pw.edu.pl celem pracy jest wskazanie wpływu obecność tlenu w gazie formującym na właściwości grani. istnieją co najmniej dwa powody, dla których stosuje się ochronę grani spoiny podczas spawania gtaw. po pierwsze, jest to wspomniana wcześniej ochrona przed utlenianiem. po drugie, to uzyskanie grani gładkiej, o łagodnym kształcie. działanie prowadzące do takiego efektu jest nazywane formowaniem grani. tym sposobem można uniknąć kosztownego czyszczenia wnętrza wykonanej instalacji rurowej. ze względu na wysoką cenę czysty argon powinien być stosowany tylko w uzasadnionych przypadkach. tańsza od argonu jest mieszanka azotu z wodorem, lecz podwyższa ryzyko wystąpienia pęknięć, tym bardziej, jeśli stal wykazuje skłonność do utwardzenia w swc. w związku z tym, gazem zalecanym i najczęściej stosowanym do ochrony lica oraz grani podczas spawania metodą tig austenitycznej stali cr-ni jest argon lub jego mieszanka z wodorem (do około 5%). przed przystąpieniem do spawania rurociągu należy przepłukać wnętrze rury gazem formującym. natężenie przepływu gazu płuczącego wynosi od ok. 5 do 12 l/min i jest zależne od średnicy rury. po osiągnięciu wymaganej czystości gazu formującego w rurociągu należy zmniejszyć przepływ do wartości ok. 2 l/min. zabezpiecza to przed utratą nadciśnienia wewnątrz rurociągu oraz zasysaniem do jego wnętrza powietrza. 46 przegląd  spawalnictwa vol. 89 1/2017 natężenie przepływu nie powinno być zbyt duże, ponieważ podczas zamykania obwodu spoiny może to powodować powstanie zbyt dużego ciśnienia, a w konsekwencji wklęsłości grani lub nawet uniemożliwienie jej zamknięcia. bezpośrednio po spawaniu należy utrzymać niewielki nadmuch gazu formującego, aż do momentu, gdy temperatura złącza osiągnie wartość poniżej 200 °c, tak aby nie powstały przebarwienia w grani spoiny i obszarach do niej przylegających. oprócz analizowanych skutków nadmiernego stężenia tlenu w gazie formującym, równie istotnym jest uwrażliwienie na korozję i konieczność repasywacji, czego nie dotyczy ten artykuł. warunki spawania problem czystości gazu formującego jest istotny, ponieważ w przypadku spawania orbitalnego rur, najczęściej ich spawanie następuje na instalacji, która została już częściowo wstępnie sczepiona. tak przygotowany do spawania rurociąg jest wypełniany gazem formującym i zwykle tylko w określonych miejscach za pomocą czujnika można określić ilość tlenu resztkowego w rurociągu. w ramach eksperymentu wykonano złącza próbne na rurach stalowych w gatunku 304l wg alsi (wg en10088 1.4306; wg din x2crni19-11) z różnym stężeniem tlenu (6 ppm oraz 500 ppm) w gazie formującym. średnica zewnętrzna rury wynosiła 70 mm, grubość ścianki 2 mm. spawano bez materiału dodatkowego, jako gaz osłonowy i formujący stosowano argon 99,995% (i1 wg pn-en iso 14175). kąt wierzchołkowy nietopliwej elektrody wolframowej 30° (koniec elektrody stępiony), długość łuku 1,5 mm, elektroda zorientowana prostopadle do stycznej i do tworzącej rury. na rysunku 1 przedstawiono zestaw parametrów spawania. złącze zostało podzielone na 4 sektory rys. 1, każdy z sektorów reprezentuje inną pozycję spawania. parametry zostały dobrane z bazy danych synergicznego systemu sterowania. największe natężenie prądu spawania stosowano w sektorze 3, w pozycji pionowej z góry do dołu, co jest związane z grawitacyjnym opadaniem jeziorka ciekłego metalu, w związku z czym potrzebne jest stosunkowo dużo energii do wykonania przetopu [5÷8] dostarczonej w sposób impulsowy. wartość natężenia prądu spawania dostosowano do warunków spawania w każdym z czterech sektorów. stosowano impulsowe zasilanie łuku o natężeniu prądu impulsu koło 70a i ok. 30a (z kilkuprocentowymi zmianami w sektorach) natężenie prądu bazowego. czas trwania obu faz cyklu był równy i wynosił 0,2 s. prędkość spawania na całym obwodzie jest stała i wynosi 85 mm/min. zakładka końca spoiny na jej początek wynosi 20% długości pierwszego sektora. natężenie prądu podczas wygaszania łuku wynosiło 3a, a czas 5 s. bezpośrednio po zakończeniu spawania, jeszcze przez, 30 s. utrzymywany był stały przepływ gazu osłonowego, aby umożliwić wystygnięcie katody i spoiny w gazie obojętnym. całkowity czas procesu spawania razem z początkowym i końcowym przepływem gazu wynosi 214,5 s., tj. 3,5 min., i jest on około 2 razy krótszy od czasu potrzebnego do ręcznego wykonania spawania przez doświadczonego spawacza. wykonano próby spawania dla stężenia tlenu resztkowego w gazie formującym w wysokości 6 ppm i 500 ppm. lico wszystkich wykonanych spoin jest czyste i bez widocznych przebarwień. podczas spawania, od strony lica spoiny była pełna ochrona gazowa. elektroda poruszała się w zamkniętej komorze wypełnionej argonem ze stałym przepływem gazu. próby spawania wykonano przy użyciu systemu do spawania orbitalnego orbimat165 ca, opartego na głowicy orbiweld76s z wodnym chłodzeniem (rys. 2). rys. 1. parametry spawania w poszczególnych sektora 0-370° fig. 1. welding parameters in specific sectors 0-370° rys. 2. źródło prądu orbimat 165ca i głowica zamknięta orbiweld 76s fig. 2. current source orbimat 165c and closed head orbiweld 76s wpływ tlenu w gazie osłonowym/formującym na właściwości spoiny jest bardzo istotny. podczas procesu spawania stali zawsze należy liczyć się z możliwością utleniania materiału spoiny tzn. oddziaływaniem 47przegląd  spawalnictwa vol. 89 1/2017 tlenu na jeziorko ciekłego metalu. intensywność utleniania zależy od składu atmosfery oraz temperatury ośrodka i zawsze zachodzi w przestrzeni łukowej i w kąpieli metalu. silniej od strony lica i dużo słabiej od strony grani [5,1]. ze względu na konwekcyjny ruch cieczy w kąpieli metalicznej, produkty utleniania mogą docierać głębiej po, powierzchnię. w orbitalnej odmianie spawania tig stosowana jest obojętna chemicznie osłona gazowa lica w postaci argonu lub helu. ma ona za zadanie zapobiegać zachodzeniu niepożądanych reakcji pomiędzy ciekłym stopiwem a otaczającą atmosferą oraz zapobiegać przed utlenianiem elektrody. stosowana jest także osłona grani w postaci gazu formującego, którym może być argon, hel, azot lub ich domieszki np. z wodorem o udziale do 5%. pomimo stosowania ochrony gazowej cząsteczki tlenu mogą przedostać się do obszaru kąpieli metalicznej. utlenianie może być również spowodowane pośrednio poprzez tlenki znajdujące się na powierzchni materiałów, z których powierzchnię należy oczyścić. utlenianiu się podlegają wszystkie składniki stopowe metalu, jednakże w zależności od ich powinowactwa do tlenu, następuje to z różną intensywnością. tlen powoduje również zwiększenie „rzadkopłynności” jeziorka ciekłego metalu i może powodować wypalenie dodatków stopowych. przykładowo, w skutek utleniania się ciekłego metalu może nastąpić jego zubożenie w chrom. obniża to odporność korozyjną stali. z tego powodu dla typowych austenitycznych stali chromowo-niklowych gat. 304 zawartość tlenu w gazie formującym nie powinna przekraczać 20 ppm. w przypadku stali gat. 316l utrata właściwości antykorozyjnych na skutek tworzenia się tlenków chromu następuje, jeżeli ilość tlenu w gazie osłonowym przekracza 50 ppm [5]. do pomiaru stężenia tlenu resztkowego zastosowano urządzenie oxy integral oxygen analyser firmy orbitec. zakres pomiarowy tego urządzenia wynosi 5÷999 ppm (part per milion – cząstek tlenu na milion; 1 ppm = 0,000001). pomiar stężenia tlenu resztkowego oparty jest na czujniku tlenu zbudowanym ze stabilizowanego tlenku cyrkonu. zasada jego działania oparta jest na prawie nernsta (w.h. nernst, 1864-1941). czujniki te, wykorzystują tlenek cyrkonu rys. 3. miernik tlenu resztkowego w gazie formującym oxy integral fig. 3. the tester of the residual oxygen in forming gas oxy integral jako elektrolit w stanie stałym. sonda jest pokryta platyną na przeciwległych bokach tworzących elektrody. tlenek cyrkonu pozwala na migracje jonów tlenu, więc jeśli jest wystawiony na działanie gazów o różnym ciśnieniu parcjalnym, pomiędzy platynowymi elektrodami powstaje napięcie elektromechaniczne. napięcie to wzrasta logarytmicznie wraz ze spadkiem ilości cząstek tlenu w powietrzu i jest przetwarzane przez zadaną funkcję w procesorze na odpowiedni odczyt tlenu na wyświetlaczu czujnika. kryteria akceptacji złącza  z powodu wąskiego ściegu od strony grani, należy zwrócić szczególną uwagę, na występowanie pełnego przetopu, a także czy spoina jest symetryczna i czy odpowiednie jest wtopienie w materiał z każdej ze stron. celem tego jest wykluczenie przyklejenia. obserwując strukturę złącza na zgładzie metalograficznym, należy wziąć pod uwagę typowe niezgodności spawalnicze, które można uszeregować w sześciu grupach: 1) pęknięcia, 2) pustki (pęcherze gazowe), 3) wtrącenia stałe (np. wolframu, tlenków), 4) brak przetopu i przyklejenie, 5) niezgodności dotyczące kształtu i wymiaru (np. podtopienie, nadlew, nadmierna wypukłość, wyciek czy przesunięcie liniowe). kryteria akceptacji niezgodności dotyczące kształtu i wymiaru złączy doczołowych rur przedstawia amerykański standard asme bpe -2007 wprowadzony przez aws (ang. american welding society) na podstawie którego maksymalne dopuszczalne przesunięcie liniowe, wynosi poniżej 15% grubości ścianki rury. dla przeprowadzonych badań na rurze o zakładanej grubości ścianki równej 2 mm maksymalne dopuszczalne przesunięcie liniowe wynosi 0.3 mm. zdefiniowane zostało również maksymalne, dopuszczalne wklęśnięcie grani i lica, które wynosi 10% grubości ścianki, czyli 0,2 mm. oraz maksymalne, dopuszczalne wypuklenie (nadlew), który wynosi 0,38 mm dla lica i 10% grubości ścianki, czyli 0,2 mm dla grani. całkowicie niedopuszczalny jest brak przetopu. akceptowalne jest miejscowe zmniejszenie szerokości spoiny (rys. 4) zarówno od strony lica, jak i grani, jednakże do szerokości, nie mniejszej niż 50% nominalnej. dopuszczalne odchyłki spoiny od osi złącza wynoszą 25% nominalnej szerokości spoiny. potencjalne przesunięcie osiowe jeziorka ciekłego metalu jest niebezpieczne zwłaszcza od strony grani, w której miejscowo może pojawiać się brak przetopu lub przyklejenie. rys.  4.  kryteria oceny kształtu spoin w doczołowym połączeniu rurowym [9] fig. 4. criteria for evaluation the shape of the joints in butt pipe connection [9] standard asme bpe-2007 wprowadza również klasyfikację poprawności złącza na podstawie przebarwień spoiny, jednak odnosi się on do stali 316l o wyższej odporności na wysokotemperaturowe utlenianie niż stosowana w niniejszych badaniach stal 304l. podczas kontroli spoiny kolor przebarwień (rys. 5) determinuje jej ocenę. badania [10] dowodzą, że powyżej numeru 48 przegląd  spawalnictwa vol. 89 1/2017 3, tj. 50 ppm kolor przebarwienia wskazuje na odporność korozyjną spoiny i swc w austenitycznych stalach chromowoniklowych. ocena przebarwień jest subiektywna, zależna od oświetlenia oraz fizycznych zdolności postrzegania kolorów przez człowieka. dlatego też za dopuszczalne należy przyjąć pierwsze dwa przebarwienia – nr 1 i nr 2, w których grań spoiny pozostaje biała lub odbarwiona w sposób nieznaczny. odporność korozyjną miejsc przebarwionych można poprawić poprzez dodatkową ich pasywację, jednakże jest to proces wystarczający tylko dla grani oznaczony nr 3 i nr 4 na rysunku 5. w przypadku spoin nr 5 tj. 200 ppm i wyżej, w celu usunięcia przebarwień można zastosować zabiegi elektrochemicznego czyszczenia lub elektropolerowania, a następnie pasywacji, aby utworzyć warstwę tlenku chromu na powierzchni. czynności te podwyższają odporności korozyjną stali do wartości takiej, jaką charakteryzuje się materiał przed spawaniem [9,10]. jednak w przypadku wykonywania rurociągów znacznej długości oraz przy małej wartości średnicy zabiegi takie są niezwykle kosztowne, a często praktycznie niewykonalne, co skłania do zachowania podczas spawania właściwie niskiego stężenia tlenu w gazie formującym. na skutek działania tlenu resztkowego w przekroju poprzecznym spoiny, w wyniku spawania powstają zmiany strukturalne. pojawia się więc wątpliwość, jaki wpływ na wytrzymałość spoiny ma stężenie tlenu resztkowego w gazie formującym podczas spawania oraz czy dopuszczalny będzie zabieg oczyszczenia i pasywacji grani spoiny bez konieczności wycinania oraz wykonania nowego połączenia. badania mikrostrukturalne  mikrostrukturę spoiny (rys. 5) wykonanej ze stężeniem tlenu 6 ppm w gazie formującym charakteryzują w jej osi ziarna równoosiowe (tzw. strefa kryształów równoosiowych), gdzie ziarna mogą się swobodnie rozrastać. krystality od linii wtopienia, gdzie zaczyna się zarodkowanie od powierzchni stałej są nieregularne, ponieważ kolejne powstałe dendryty nakładają się tam na siebie, wzajemnie się zniekształcają. są również skierowane ku środkowi, tzn. rozrastają się w kierunku najłatwiejszym, gdzie mogą zużyć najmniej energii tj. w kierunku odprowadzania ciepła. jest to tzw. strefa kryształów słupowych. ślady po krystalizacji spoiny skierowane ku górze, świadczą o odpowiednich proporcjach głębokości do szerokości spoiny. taka krystalizacja zapobiega przed zamknięciem ciekłego metalu wewnątrz spoiny, przez co uniemożliwia chemiczną niejednorodność [11]. ponadto widoczne są dwie, niewyraźne linie wtopienie w kolejne zastygnięte jeziorka ciekłego metalu. główna linia wtopienia w materiał rodzimy jest dość nr 1 - 10 ppm; nr 2 - 25 ppm; nr 3 – 50 ppm; nr 4 – 100 ppm;   nr 5 – 200 ppm; nr 6 – 500 ppm; nr 7 – 1000 ppm; nr 8 – 5000 ppm;  nr 9 – 12500 ppm;   nr 10 - 25000 ppm. * w stali 304l są nieznaczące różnice w kolorze odbarwienia w porównaniu do stali typu 316l, przesunięty jest również próg granicznego stężenie tlenu resztkowego poniżej 25 ppm rys. 5. przebarwienie grani w zależności od ilości tlenu resztkowego w gazie formującym dla stali 316l* fig.  5. the discoloration of the root 316l steel joint depending on the amount of residual oxygen in the forming gas szeroka i nieregularna. może ona również posiadać podwyższoną zawartość ferrytu δ, co jest charakterystyczne dla spoin, których krystalizacja rozpoczyna się od krystalizacji ferrytu δ. mechanizm tworzenia się tego obszaru wygląda następująco: (1) na skutek wysokiej temperatury, w pobliżu linii wtopienia rozpoczyna się przemiana γ-> δ, (najczęściej na istniejących już ziarnach ferrytu δ), która postępuje w obszarach o większej zawartości chromu; (2) w czasie szybkiego chłodzenia spoiny obszary te nie nadążają dokonać przemiany powrotnej δ-> γ, przez co nie uzyskują struktury równowagowej, a co za tym idzie, zawartość ferrytu δ jest w nich podwyższona [11]. podwyższona wartość ferrytu powoduje mniejszą odporność na korozję złącza spawanego stali 304l. swc posiada szerokość około 0,6 mm. poniższej przedstawiona została analiza geometryczna wykonanych złączy na podstawie zdjęć metalograficznych próbek pobranych w drugim sektorze spoiny (patrz rys. 1) oraz analiza makroskopowa lica i grani spoiny wraz z oceną powstałych przebarwień. analizie poddano obszar sektora 2, ponieważ do jego wykonania stosowana jest najwyższa wartość energii liniowej spawania i co wiąże się ze wzrostem powinowactwa chemicznego tlenu do składników stali. wykonanie połączenia przy stężeniu tlenu resztkowego w gazie formującym w wysokości 6 ppm pozostawia czystą i białą grań bez przebarwień (rys. 5). rysunek 6 obrazuje stan złącza spawanego wykonanego ze stężeniem tlenu 500 ppm w gazie formującym. przy tej wielkości grań spoiny posiada znaczne naloty barwne. lico spoiny sektora 2 (rys. 5b) w zasadzie o stałej szerokości 4.8 mm na całej długości sektora 2. dopiero podczas przejścia z sektora 2 na 3 następuje zwiększenie szerokości lica. grań (rys. 5c) o stałej szerokości 2.9 mm, cieńsza niż w sektorze 1, o 0.6 mm.   a )   b )   c ) rys. 6. zdjęcie metalograficzne zgładu z sektora 2 złącza ze stali 304l wykonanego przy stężeniu tlenu resztkowego 6 ppm w gazie formującym. a) geometria i mikrostruktura spoiny, b) widok lica spoiny, c) widok grani spoiny fig. 6. metallographic picture sector 2 of 304l stainless steel weld formed at a concentration of 6 ppm of residual oxygen in the forming gas. a) geometry and microstructure of weld, b) weld face appearance, c) the appearance of the weld root grubość spawanego materiału wynosi około 2 mm i jest ona zgodna z klasą wykonania t3 wg pn-en iso 1127:1999. lico spoiny jest szersze o 1,8 mm od grani. wtopienie jest równomierne, liniowe i symetryczne, nie występuje charakterystyczny dla spawania w osłonie argonu kształt spoiny w postaci kielicha. lico i grań spoiny mają niewielkie nadlewy wielkości odpowiednio 0,12 mm i 0,15 mm, mieszczą się 49przegląd  spawalnictwa vol. 89 1/2017 one w dopuszczalnym zakresie podanym w asme bpe-2007. na długości spoiny widać niewielkie przesunięcie od osi wzdłużnej, spowodowane przez niedokładnie złożenie przedmiotów przy wykonaniu spoin montażowych. przesunięcie to mieści się w dopuszczalnym zakresie wg asme bpe -2007. szerokość spoiny jest zmienna nawet w obszarze jednego sektora parametrów spawania. spoina ta ma tendencję do odchylania się od osi złącza na niewielkie wartości dopuszczalne w normie asme bpe-2007. ponadto prążki na licu są w kształcie łuków owalnych, rozmieszczonych na długości w sposób niesymetryczny i nierównomierny. lico spoiny wykonanej przy stężeniu 500 ppm tlenu resztkowego w gazie formującym (rys. 6b) w pierwszej części sektora 2 ma stałą szerokość ok. 4,4 mm. linie graniczne lica spoiny są proste, co świadczy o stabilnym łuku elektrycznym, a także o braku odchyleń od osi złącza. w drugiej części sektora 2 odnotowano zwiększenie szerokości lica do 5 mm i jego odchylenie od osi złącza (widać je również poniżej, na zgładzie metalograficznym). jest to tylko miejscowe odchylenie, po którym szerokości lica wraca do poprzedniej wartości. lico spoiny jest płaskie, z widocznym przesadzeniem łączonych rur. ślady po krystalizacji punktowych jeziorek spawalniczych są nieregularne. grań spoiny (rys. 40c) w pierwszej części sektora 2 ma stałą szerokość jak w sektorze 1 – ok. 3,4 mm. widoczne jest miejscowe odchylenie grani od osi złącza, które następuje w tym samym miejscu co odchylenie lica. w tym miejscu grań zmniejsza swoją szerokość do 3,2 mm. w dalszej części grań spoiny wraca do osi, zwiększając swoją szerokość. przy zmianie parametrów z sektora 2 na sektor 3 następuje znaczne zmniejszenie szerokości grani oraz jej przebarwienia od koloru ciemno-niebieskiego (na początku sektora) przez fioletowo purpurowy (na jego środku), do szarożółtego brunatnego na końcu tego sektora. swc ma znacznie mniejsze przebarwienie niż w sektorze 1. rys. 7. zdjęcie metalograficzne zgładu z sektora 2 złącza ze stali 304l wykonanego przy stężeniu tlenu resztkowego 500 ppm w gazie formującym. a) geometria i mikrostruktura spoiny, b) widok lica spoiny, c) widok grani spoiny fig. 7. metallographic picture sector 2 of 304l stainless steel weld formed at a concentration of 500 ppm of residual oxygen in the forming gas. a) geometry and microstructure of weld, b) weld face appearance, c) the appearance of the weld root   a )   b )   c ) grubość spawanego materiału wynosi 2,01 mm i jest ona zgodna z klasą wykonania t3 wg pn-en iso 1127:1999. badany wycinek spoiny (rys. 6a) został pobrany w miejscu odchylenia się spoiny, gdzie lico jest szersze o 1,9 mm od grani (jest to właśnie skutkiem odchylenia łuku od osi złącza). również z tego powodu nierównomierne jest wtopienie, a przesunięcie lica w prawą stronę znacznie widoczne. kształt wtopienia z obu stron jest charakterystyczny dla spawania w osłonie argonu, spoina ma wygląd kielicha. należy również zauważyć znaczne przesunięcie łączonych ścianek o około 0,15 mm, co jednak mieści się w dopuszczalnym zakresie podanym w asme bpe-2007. od strony grani występuje nadlew wielkości 0,16 mm, mieści się on w dopuszczalnym zakresie. biorąc pod uwagę przesunięcie ścianek łączonych elementów, lico spoiny można ocenić jako płaskie. pomimo poprawności geometrycznej spoiny, jest ona niezgodna ze względu na występujące nadmierne przebarwienie grani i swc (wg aws d18.2:2009) powstałe w wyniku ooddziaływania tlenu na spoinę. pomiary twardości w osi pionowej spoiny  oraz w obszarze grani pomiar twardości materiału spoiny od strony grani oraz w osi pionowej spoiny wykonano w celu wskazania wpływu stężenia tleniu w gazie formującym na właściwości mechaniczne. w przekroju poprzecznym złącza od strony grani, w każdym badanym miejscu materiału rodzimego, spoiny i strefy wpływu ciepła, wykonane zostały po 4 pomiary. otrzymany wynik został uśredniony, a na wykresie zostało naniesione odchylenie standardowe od wartości średniej przy 95% poziomie ufności. na wykresach rozkładu twardości przekroju złącza od strony grani dodatkowo oznaczono średnią twardość dla każdego z badanych sektorów. na rysunku 7 przedstawiony został rozkład twardości wykonany na przekroju poprzecznym złącza w sektorze 2, wykonanego ze stali 304l, przy stężeniu tlenu w gazie formującym na poziomie 6 ppm. zakres zmiany twardości jest stosunkowo niewielki, przy dość dużych wartościach odchylenia standardowego, co jest charakterystyczne dla struktury pierwotnej. na rysunku 8 widoczne jest zmniejszenie twardości w swc spowodowane rekrystalizacją. twardość w swc na obwodzie spoiny ulega znacznym zmianom. zaobserwowano ogólne wystąpienie mniejszych spadków twardości w swc w sektorze 3. swc dla stali 304l charakteryzuje się możliwością wystąpienia zwiększonej ilości ferrytu w strefie przy linii wtopienia. zwiększenie jego ilości jest skutkiem szybkiego stygnięcia, co uniemożliwia pełną jego przemianę w austenit. odchylenie standardowe dla większości pomiarów materiału rodzimego jest mniejsze, niż przy pomiarach swc i spoiny, ponieważ materiał ma drobniejszą, jednolitą strukturę pasmową po walcowaniu. rys.  8.  rozkład twardości w przekroju poprzecznym złącza licograń dla połączenia ze stali 304l wykonanego przy 6ppm zawartości tlenu w gazie formującym fig. 8. hardness distribution in cross-section in face-root system obtained with 6ppm oxygen in forming gas 50 przegląd  spawalnictwa vol. 89 1/2017 rys. 9. rozkład twardości w przekroju poprzecznym złącza w obszarze grań dla połączenia ze stali 304l wykonanego przy 6 ppm zawartości tlenu w gazie formującym fig. 9. hardness distribution in cross-section root area, obtained with 6ppm oxygen in forming gas rys. 10. rozkład twardości w przekroju poprzecznym złącza licograń dla połączenia ze stali 304l wykonanego przy 500 ppm zawartości tlenu w gazie formującym fig. 10. hardness distribution in cross-section in face-root system obtained with 500 ppm oxygen in forming gas rys. 11. rozkład twardości w przekroju poprzecznym złącza w obszarze grań dla połączenia ze stali 304l wykonanego przy 500 ppm zawartości tlenu w gazie formującym fig. 11. hardness distribution in cross-section root area, obtained with 500 ppm oxygen in forming gas na rysunkach 7÷10 przedstawiono rozkłady twardości, z których wynika, że wzrost stężenia tlenu z 6 do 500 ppm w gazie formującym spowodował duży wzrost twardości w obszarze grani tj. o około 50 μhv. podsumowanie i wnioski: – złącze wykonane z niższym stężeniem tlenu w gazie formującym (6 ppm). charakteryzuje się większą jednorodnością twardości w przekroju poprzecznym. – niskie stężenie tlenu w gazie formującym przy wykonywaniu złączy ze stali 304l powoduje, iż nie powstaje utwardzenie spoiny będące efektem zwiększonego udziału faz tlenkowych od strony grani, które zwiększa niejednorodność twardości i może mięć wpływ na wytrzymałość zmęczeniową złącza. – należy bezwzględnie przestrzegać zasad właściwego wypełnienia rurociągu gazem formującym i zabezpieczać miejsca spawane przed dostępem powietrza, zapewni to poprawność wykonanych złączy. – repasywacja nadmiernie utlenionej stali może przywrócić odporność korozyjną utlenionej powierzchni, natomiast utwardzenie obszaru grani powstałe poprzez nadmierne utlenienie pozostaje. literatura [1] t. chmielewski: projektowanie procesów technologicznych – spawalnictwo oficyna wydawnicza politechniki warszawskiej, warszawa, 2013. [2] m. gucwa, r. bęczkowski, m. stefański: spawanie orbitale wężownic ze stali vm12-shc, przegląd spawalnictwa, vol. 87(10), s.120-123, 2015. [3] a. kolasa, p. cegielski, a. oneksiak nowa głowica do orbitalnego doczołowego spawania rur metodą tig, przegląd spawalnictwa, vol. 86(3), s. 32-38, 2014. [4] g. rogalski, j. łabanowski, d. fydrych, a. świerczyńska: wpływ obróbki cieplnej na właściwości spawanych austenitycznych rur wymienników ciepła, przegląd spawalnictwa, vol. 86(6), s. 24-31, 2014. [5] k. ferenc, j. ferenc: spawalnicze gazy osłonowe i palne, wydawnictwa naukowo-techniczne, warszawa 2005. [6] j. górecki, t. chmielewski, a. kolasa: automatyczne spawanie łukiem krytym elementów rurociągów ze stali nierdzewnej 347, spajanie metali i tworzyw w praktyce 11(4), s. 16-19, 2005. [7] m. węglowski, t. chmielewski, k. kudła: ocena wydajności spawania niskoenergetycznego procesu speedroot w pozycji pg, przegląd spawalnictwa, vol. 83(12), s. 26-30, 2011. [8] t. chmielewski, m. węglowski, k. kudła: spawanie w pozycji pf metodą mma z wykorzystaniem nowej funkcji up w zasilaczach inwertorowych zbudowanych w technice micor, przegląd spawalnictwa, vol. 86(9), s. 45-49, 2014. [9] aws d18.2:2009, guide to weld discoloration levels on inside of austenitic stainless steel tube, american welding society 2009. [10] k. kimbrel: determining acceptable levels of weld discoloration on mechanically polished and electropolished stainless steel surface, [w:] pharmaceutical engineering, vol. 31 no. 6, december 2011 [11] e. tasak: metalurgia spawania, wydawnictwo „jak” andrzej choczewski, kraków 2008. ps 12 2015 www 62 przegląd spawalnictwa vol. 87 12/2015 zagadnienia jakości badań nieniszczących wymagania ogólne w zakresie kompetencji laboratoriów badawczych quality issues of non-destructive testing – general requirements for the competence of testing laboratories dr inż. grzegorz wojas – urząd dozoru technicznego. autor korespondencyjny/corresponding author: grzegorz.wojas@udt.gov.pl streszczenie w referacie zaprezentowano zagadnienia jakości badań nieniszczących omawiając kluczowe elementy systemu badań nieniszczących, w ujęciu spełnienia wymagań pn-en iso/iec 17025. przekrojowo, w formie przeglądu aktualnych wydań norm, przedstawiono główne aspekty systemu badań laboratoryjnych ze szczególnym naciskiem na kryteria oceny wyników badań, na przykładzie badań złączy spawanych oraz zasad protokołowania. w opracowaniu przedstawiono również aktualne warunki i wymagania dla laboratoriów, które są oceniane w procesie uznawania laboratoriów, uzupełniając je najczęściej pojawiającymi się spostrzeżeniami zespołów oceniających laboratoria. słowa kluczowe: badania nieniszczące, złącza spawane, normy, uznawanie laboratoriów abstract the paper presents the issues of quality of ndt discussing the key elements of the non-destructive testing system, in terms of meeting the requirements of pn-en iso/iec 17025. across the board, in the form of a review of the current editions of standards, outlined the main aspects of the laboratory tests with particular emphasis on the evaluation criteria of research results, on the basis of testing of welded joints and the rules for logging. the current conditions and requirements for laboratories that are evaluated in the laboratories recognition process performed by udt are discussed, supplementing the most frequently occurring insights of laboratories assessing teams. keywords: non-destructive testing, evaluation criteria, welded joints, standards, recognition of laboratories wstęp badania nieniszczące to główny element nadzoru nad urządzeniami technicznymi w celu zapewnienia bezpieczeństwa w sferze gospodarczej oraz ochrony środowiska naturalnego. ndt zapewniają możliwość badania stanu obiektów, które będą eksploatowane po badaniu, bez potrzeby ingerencji w ich strukturę. wynik badań stanowi podstawę do podjęcia decyzji co do dalszych losów urządzenia, niezależnie, czy decyzję podejmuje właściciel/użytkownik/wytwórca urządzenia, czy tzw. strona trzecia. badania takie powinny być wykonywane przez kompetentne laboratoria badawcze. biorąc pod uwagę odpowiedzialność inspektorów udt za decyzje podejmowane na podstawie ich wyników, to udt musi akceptować laboratoria i wyniki ich badań. metody badań – norma, procedura i inne specyfikacje grzegorz wojas metody i techniki badań nieniszczących stosowane w laboratorium powinny spełniać wymagania klienta, lecz co najważniejsze, powinny być odpowiednie dla badań, których wykonania podejmuje się laboratorium. w przypadku, gdy klient nie określi metody badania, laboratorium może wybrać metodę znormalizowaną, metodę określoną odpowiednią specyfikacją techniczną lub opracować lub zaadoptować metodę własną. we wszystkich tych przypadkach, laboratorium powinno uzgodnić z klientem wybraną metodę czy technikę badania, potwierdzić możliwość realizowania metody znormalizowanej lub potwierdzić/udokumentować odpowiedniość metody nieznormalizowanej czy własnej. dla metod znormalizowanych, w przypadku np. nowelizacji wydania normy, należy powtórzyć potwierdzenie możliwości realizacji metody w laboratorium. laboratorium powinno zapewnić klienta, że stosuje aktualne wydanie normy oraz, że jest zdolne do wykonywania badań zgodnie z ta normą. w zakresie norm badań nieniszczących obserwuje się ostatnio duże zmiany, w ślad za rozwojem technik badawczych., może to prowadzić do nieporozumień pomiędzy klientem, a laboratorium. najistotniejsze jednak jest to, aby na etapie 63przegląd spawalnictwa vol. 87  12/2015 ndt norma wycofana zastąpiona przez tytuł normy pn-en 12062:2000 pn-en iso 17635:2010 badania nieniszczące spoin. zasady ogólne dotyczące metali pn-en iso 6520-1:2007 pn-en iso 6520-1:2009 spawanie i procesy pokrewne. klasyfikacja geometrycznych niezgodności spawalniczych w metalach. część 1 pn-en iso 5817:2009 pn-en iso 5817:2014 złącza spawane ze stali, niklu, tytanu i ich stopów. poziomy jakości według niezgodności spawalniczych vt pn-en 970:1999 pn-en iso 17637:2011 spawalnictwo badania nieniszczące złączy spawanych badania wizualne pn-en iso 5817:2009 pn-en iso 5817:2014 złącza spawane ze stali, niklu, tytanu i ich stopów. poziomy jakości według niezgodności spawalniczych pt pn-en 571-1:1999 pn-en iso 3452-1:2013-08 badania nieniszczące badania penetracyjne część 1: zasady ogólne pn-en iso 3452-2:2002 pn-en iso 3452-2:2006 badania nieniszczące. badania penetracyjne. część 2: badania materiałów penetracyjnych pn-en 1289:2000 pn-en iso 23277:2010 badania nieniszczące złączy spawanych. badania penetracyjne złączy spawanych poziomy akceptacji mt pn-en 1290:2000 pn-en iso 17638:2010 badanie nieniszczące spoin. badanie magnetycznoproszkowe pn-en 1291:2000 pn-en iso 23278:2010 badania magnetyczno-proszkowe złączy spawanych. poziomy akceptacji ut pn-en 1714:2002 pn-en iso 17640:2011 badania nieniszczące złączy spawanych. badanie ultradźwiękowe złączy spawanych pn-en 1713:2002 pn-en iso 23279:2010 badania nieniszczące spoin. badania ultradźwiękowe. charakterystyka wskazań w spoinach pn-en 1712:2001 pn-en iso 11666:2011 badanie nieniszczące złączy spawanych. badania ultradźwiękowe złączy spawanych – poziomy akceptacji rt pn-en 1435:2001 pn-en iso 17636-1:2013-06 badania nieniszczące złączy spawanych – badania radiograficzne złączy spawanych pn-en 12517-1:2008 pn-en iso 10675-1:2013-12e badania nieniszczące spoin. kryteria akceptacji badań radiograficznych. część 1: stal, nikiel, tytan i ich stopy tablica i. normy badań nieniszczących table i. non-destructive testing standards of welds tablica ii. normy badania i oceny, a poziomy jakości table ii. standards vs quality levels 64 przegląd spawalnictwa vol. 87 12/2015 uzgodnień mówić jednym językiem i stawiać zrozumiałe dla obu stron wymagania i kryteria oceny. w tablicy i przedstawiono ostatnio zmienione normy najczęściej stosowanych badań nieniszczących. natomiast w tablicy ii zestawiono normy badań i normy dotyczące kryteriów akceptacji, dotyczące złączy spawanych. personel – czyli nie tylko co i jak, ale kto? na personelu wykonującym badania nieniszczące spoczywa duża odpowiedzialność nie tylko wobec pracodawców lub klientów, lecz także wobec zasad dobrej praktyki. personel wykonujący badanie powinien być niezależny i wolny od nacisków ekonomicznych, w przeciwnym razie będzie zagrożona rzetelność uzyskanych wyników badania. powinien być świadomy również znaczenia swego podpisu oraz konsekwencji nieprawidłowych wyników badania dla bezpieczeństwa, zdrowia publicznego i środowiska. główne elementy systemu badawczego, czyli procedura / wyposażenie badawcze, są ściśle związane z kompetencjami personelu badawczego – trzeciego elementu systemu badawczego. kompetencje czyli wiedza, doświadczenie i umiejętności ich stosowania mają wpływ na cały proces badawczy: – właściwy wybór metody / techniki badania, – opracowanie właściwej dla określonego przypadku – obiektuprocedury / instrukcji badania, – określenie odpowiedniego wyposażenia badawczego oraz materiałów do badań, – określenie parametrów badania i warunków wykonania badania, – ustalenie dokumentów odniesienia, postępowania podczas badania i określenie wymagań w odniesieniu do kompetencji personelu wykonującego badanie. ze względu na znaczenie wyboru metody badawczej dla w celu wykrycia określonej, spodziewanej nieciągłości, pnen iso 9712 kompetencje w tym zakresie nadaje personelowi z 3. stopniem. wynika to z faktu, iż są to osoby, które posiadając certyfikat 3. stopnia w danej metodzie, jednocześnie posiadają kompetencje na poziomie 2. stopnia w co najmniej trzech innych metodach ndt, co wynika ze zdania przez nich egzaminu podstawowego, tzw. basic w zakresie takich metod. do określania ograniczeń w stosowaniu metody oraz wyboru techniki badania może być uprawniony przez pracodawcę personel z 2.stopniem w tej metodzie. możliwość upoważnienia przez pracodawcę do zatwierdzania procedur badawczych norma przyznaje wyłącznie personelowi z 3.stopniem certyfikacji. w praktyce instrukcje opracowują i zatwierdzają osoby z 2.stopniem, które podczas procesu certyfikacji (egzaminu) dowiodły umiejętności opracowywania instrukcji. w niektórych przypadkach jednostki certyfikujące udzielają certyfikacji 2.stopnia bez prawa opracowywania/ zatwierdzania instrukcji badawczej. uzyskanie certyfikatu nie jest jednoznaczne z upoważnieniem do wykonywania badań u danego pracodawcy, ponieważ jednostka certyfikująca wydająca certyfikat potwierdza kompetencje techniczne osoby certyfikowanej, ale nie bierze odpowiedzialności za wyniki badań wykonywanych przez tę osobę. taką odpowiedzialność pn-en iso 9712 przypisuje pracodawcy osoby certyfikowanej. dlatego też tylko pracodawca może upoważnić swojego pracownika do wykonywania czynności właściwych dla określonego stopnia posiadanego certyfikatu, za które bierze całkowitą odpowiedzialność. osoba certyfikowana odpowiada za swoje działania wyłącznie wobec pracodawcy, który upoważnił ją do wykonywania czynności z zakresu certyfikatu. kompetencje powinny być ciągle utrzymywane, nadzorowane i aktualizowane, gdyż zaniedbanie tego obowiązku prowadzi do pogorszenia jakości i rzetelności wyników badań na skutek: – rutyny, z której wynika niekiedy lekceważenie wymagań norm / procedur / instrukcji, – złych nawyków czy nieprzestrzegania bhp, – braku znajomości nowych technik i metod badawczych i „cofania się”; stąd potrzeba ciągłego szkolenia, – pogarszającej się z czasem zdolności widzenia bliskiego; istotne jest więc przestrzeganie wymagania odnośnie badania ostrości widzenia i stosowania odpowiedniej korekcji, jeśli jest wymagana. wykonywanie badań – czyli tak mówi procedura procedura badawcza jako pisemny dokument opisujący wszystkie istotne parametry i środki ostrożności jakich należy przestrzegać podczas wykonywania badania, powinny być zatwierdzone przez personel z 3.stopniem i zawierać, jako niezbędne minimum, informacje jakie pokazano na rysunku 1. rys. 1. minimalna zawartość procedury badawczej fig. 1. testing procedure content procedury znormalizowanych metod i technik ndt nie muszą być sporządzania w formie pisemnej, jeśli normy zawierają pełne informacje umożliwiające przeprowadzenie badania i mogą być w całości stosowane przez personel ndt, wykonujący badania. w niektórych przypadkach może wystąpić potrzeba uzupełnienia czy wyjaśnień tekstu normy można to wprowadzić w formie uproszczonej procedury, w której norma (lub normy, jeśli dołączymy np. normę terminologiczną)będą powołane. modyfikacja lub rozszerzenie zakresu normy, zmiana jej zakresu stosowania na inne wyroby, materiały lub grubości, nie musi powodowi konieczności opracowywania własnej procedury. w takim przypadku proceduraznormalizowana powinnabyćuzupełnionaotec hniczneuzasadnienietakiejmodyfikacjiczy rozszerzenia oraz o procedurę i wynik walidacji w zakresie, w którym ją zmodyfikowano czy rozszerzono. w tym miejscu warto przypomnieć, że walidacja stanowi potwierdzenie przez zbadanie i przedstawienie obiektywnego dowodu, że zostały spełnione szczególne wymagania dotyczące konkretnie zamierzonego zastosowania [2]. walidację metod i technik badawczych: – własnych, opracowanych przez laboratorium, – nieznormalizowanych, opublikowanych przez organizacje techniczne, – opisanych w pracach naukowych lub czasopismach naukowych, – opracowanych i zalecanych przez producenta wyposażenia do badań, – znormalizowanych, które zostały rozszerzone lub zmodyfikowane, – znormalizowanych, stosowanych przez laboratorium poza zakresem ustalonym normą,laboratorium powinno przeprowadzać we własnym zakresie, a jej wynik udokumentować. 65przegląd spawalnictwa vol. 87  12/2015 wyposażenie do badań – czyli skalowanie, wzorcowanie czy sprawdzenie? wyposażenie do badań, pomiarowe i badawcze, powinno zapewniać wymaganą dokładność, spełniać odpowiednie wymagania norm i specyfikacji dotyczących badań, być jednoznacznie zidentyfikowane, być sprawdzone, a jeśli jest to wymagane wzorcowane przed użyciem, obsługiwane (eksploatowane i konserwowane) przez upoważniony personel, nadzorowane zgodnie z ustalonym programem, powinien być czytelny status nadzoru, np. wyposażenie powinno być opatrzone odpowiednimi etykietami, oznaczeniem kodowym, itp. dla wyposażenia najistotniejszego dla danego badania, powinny być sporządzane i utrzymywane zapisy obejmujące: – lokalizację, daty i wyniki sprawdzeń lub wzorcowań, – daty kolejnych sprawdzeń lub wzorcowań, – plany konserwacji, modyfikacje, uszkodzenia, naprawy itd. zapisy mogą być w formie tabel, rejestrów, lub specjalnych programów elektronicznych. laboratorium powinno ustalić programy sprawdzania lub wzorcowania oraz mieć procedury dotyczące bezpiecznego użytkowania, transportowania, magazynowania i konserwacji wyposażenia badawczego. w laboratoriach ndt obserwuje się często zamienne stosowanie terminów „wzorcowanie” i „skalowanie”. te dwa terminy nie powinny być mylone, są to bowiem pojęcia bardzo od siebie odległe, choć oba odnoszą się do przyrządów pomiarowych. w wyposażeniu badawczym stosowanym w defektoskopii – przykładowo w defektoskopach ultradźwiękowych, zwykle mamy do czynienia z ich skalowaniem, a nie wzorcowaniem, choć w niektórych przypadkach wzorcowanie jest nieodzowne (np. przy użyciu defektoskopu ultradźwiękowego do pomiaru grubości ścianki, przy pomiarze natężenia przecieku helowym wykrywaczem nieszczelności itp.). w normach dotyczących badań nieniszczących również występuje pojęcie skalowania przeprowadzanego przy użyciu próbek odniesienia lub próbek wzorcowych (wzorców). stąd np. w badaniach ultradźwiękowych występuje „skalowanie podstawy czasu” przeprowadzane przy użyciu wzorca nr 1 lub nr 2. zatem, w celu uporządkowania: wzorcowanie (kalibracja) jest to zbiór operacji, ustalających w określonych warunkach, relacje między wartościami wielkości mierzonej, wskazanymi przez przyrząd pomiarowy, albo wartościami reprezentowanymi przez wzorzec miary lub materiał odniesienia, a odpowiednimi wartościami wielkości realizowanymi przez wzorce jednostki miary. skalowanie zaś (przyrządu pomiarowego) jest to ustalenie położenia wskazów przyrządu pomiarowego w zależności od odpowiedniej wartości wielkości mierzonej [3]. należy mieć pełną świadomość, że wpisanie terminu „wzorcowanie” do procedury czy też odpowiedniego harmonogramu sprawdzeń, powoduje określone konsekwencje. wyposażenie może podlegać sprawdzeniom bieżącym, okresowym i nadzwyczajnym. sprawdzenie bieżące, wykonywane każdego dnia, w którym jest używane, może obejmować sprawdzenie jego kompletności, stanu fizycznego itp. sprawdzenia okresowe, mające na celu wyeliminowanie możliwości użytkowania wyposażenia o nieodpowiedniej charakterystyce, powinny być planowane (harmonogram sprawdzeń) i obejmować sprawdzenie stanu fizycznego i działania, ale również sprawdzenie podstawowych jego charakterystyk (np. liniowość wzmocnienia, stosunku sygnału do szumu, czasu odpowiedzi itp.). częstotliwość sprawdzeń okresowych ustala się na podstawie odpowiednich norm lub wytycznych producenta. powinny być również uwzględniane warunki i intensywność eksploatacji wyposażenia oraz doświadczenia związane z badaniami. laboratorium powinno mieć opracowany program wzorcowania. zaleca się, aby obejmował on system dotyczący wyboru, użytkowania, wzorcowania, sprawdzania i konserwowania próbek wzorcowych (wzorców) i próbek odniesienia oraz wyposażenia do badań, jak również procedurę wzorcowania. w przypadku badań defektoskopowych, znaczący wpływ na dokładność i miarodajność wyników badań mają urządzenia i aparatura badawcza, sondy i głowice badawcze, podstawowe materiały do badań oraz próbki wzorcowe i próbki odniesienia. z grupy tej jedynie próbki wzorcowe i próbki odniesienia mogą podlegać wzorcowaniu. natomiast urządzenia i aparatura badawcza, sondy i głowice badawcze, podstawowe materiały do badań, nie mogą być „wzorcowane”, ponieważ powiązanie z wzorcami jednostek miar w ich przypadku nie ma zastosowania. przyrządy pomiarowe zaś, stosowane bezpośrednio w badaniach defektoskopowych, a więc miary, suwmiarki, luksomierze, densytometry itp., a także przyrządy służące do pomiarów warunków środowiskowych powinny być wzorcowane, jeśli niepewność wyniku badania związana z ich wzorcowaniem stanowi ułamek całkowitej niepewności badania. dokumentowanie badań – czyli sprawozdanie czy protokół? wyniki każdego badania powinny być przedstawione w sprawozdaniu z badania w sposób jasny i jednoznaczny. „sprawozdanie” jest szerszym pojęciem niż „protokół”. sprawozdanie powinno zawierać wszelkie informacje wymagane przez klienta (ustalenia, wymagania, kryteria oceny), odniesienia do dokumentów takich jak procedury badawcze czy normy badań, a także inne informacje wymagane przez pn-en iso/iec 17025. powszechnie przyjmuje się, że protokół jest skróconą formą sprawozdania. wymagania dotyczące minimalnej zawartości protokołu z badania określają normy badań. zestawienie wymagań zawartości protokołów badań wg norm badań nieniszczących zawiera tablica iii. częstą praktyką jest wydawanie protokołów z badań jako uproszczoną formę sprawozdania, szczególnie gdy badania wykonywane są na potrzeby wewnętrzne. laboratorium uznane – czyli jakie? urząd dozoru technicznego (udt) realizuje zadania związane z wykonywaniem dozoru technicznego w zakresie określonym w ustawie o dozorze technicznym. dozorem technicznym są określone ustawą działania zmierzające do zapewnienia bezpiecznego funkcjonowania urządzeń technicznych. zapleczem badawczo-ekspertyzowym udt jest centralne laboratorium dozoru technicznego (cldt). wyniki badań prowadzonych przez cldt wykorzystują inspektorzy udt podczas wykonywania czynności dozoru technicznego. zakłady uprawnione do wytwarzania, naprawy lub modernizacji urządzeń technicznych oraz wytwarzania materiałów i elementów stosowanych do ich modernizowania lub naprawiania, muszą mieć możliwość wykonywania badań niszczących i nieniszczących w laboratorium własnym lub w laboratorium uznanym przez właściwy organ dozoru technicznego. biorąc pod uwagę odpowiedzialność inspektorów udt za decyzje podejmowane na podstawie ich wyników, to udt musi akceptować laboratoria i wyniki ich badań. proces uznawania laboratorium jest wieloetapowy, a rozpoczyna się, gdy laboratorium składa wniosek o uznanie. 66 przegląd spawalnictwa vol. 87 12/2015 do wniosku należy dołączyć: – zakres badań (wykaz metod badawczych, badanych obiektów, zakres badanych cech), – księgę jakości laboratorium, – procedury / instrukcje ogólne i badawcze wynikające z wymagań pn-en iso/iec 17025. w trakcie oceny, mającej na celu sprawdzenie spełnienia wymagań normy pn-en iso/iec 17025 oraz praktycznych umiejętności laboratorium, szczególną uwagę zwraca się na udokumentowanie kompetencji i kwalifikacji personelu, aktualność dokumentów potwierdzających nadzór metrologiczny nad wyposażeniem oraz praktyczne umiejętności personelu laboratorium, oceniane przez zespół oceniający przy wykonywaniu i dokumentowaniu wyników badań. spośród wielu laboratoriów uznanych, podczas oceny w nadzorze, znakomita większość uzyskuje rozszerzenie lub przedłużenie ważności uznania. niekiedy jednak, w wyniku oceny rejestruje się wiele spostrzeżeń. ścisła współpraca członków zespołów oceniających z personelem laboratorium owocuje bieżącym eliminowaniem „niedociągnięć”, a poważniejsze z nich, kwalifikowane jako spostrzeżenia – wymagają zadeklarowania przez laboratorium działań naprawczych. często zdarza się, że podczas badania rutyna bierze górę, a opracowywany protokół, zawiera pewne nieścisłości. biorąc pod uwagę ogólne wymagania dotyczące kompetencji laboratoriów badawczych, normy badań nieniszczących oraz doświadczenia zebrane w ramach prowadzonych ocen laboratoriów, powtarzające się najczęściej spostrzeżenia lub uwagi dotyczą samego prowadzenia badania oraz protokołowania i opracowywania sprawozdań. aby uniknąć w swoim laboratorium błędów i nieprawidłowości, warto mieć na uwadze te, które omówiono poniżej. badania penetracyjne i magnetyczno-proszkowe, należą do metod badań powierzchniowych, zatem ich wynik jest najbardziej uzależniony od warunków środowiskowych podczas badania. mowa tu o nieostrożnym prowadzeniu badania i postępowaniu z obiektem do badań, skutkującym fałszywymi wskazaniami. wskazania fałszywe powstające podczas badania penetracyjnego techniką barwną są spowodowane najczęściej nieprawidłowo przeprowadzonym zmywaniem penetranta. do innych przyczyn powodujących wskazania fałszywe można zaliczyć: odciski palców zanieczyszczonych penetrantem barwnym, kontakt lub tarcie dwu elementów, z których z jednego na drugi przeniesiono ślady penetranta, włókna używanych tkanin do zmywania nadmiaru penetrantu. pośpiech i nieuwaga często też powodują, że wskazania rzeczywiste, które jednak nie pochodzą od nieciągłości, są niewłaściwie interpretowane. należy pamiętać, iż mogą to być konstrukcyjnie zamierzone nieciągłości. większość z tych wskazań łatwo rozpoznać, np. karby konstrukcyjne, miejsca spawania punktowego itp. zwykle mają regularne kształty geometryczne i na ogół nie sprawiają problemów interpretacyjnych, szczególnie w przypadkach, gdy operator posiada doświadczenie i odpowiednie dane na temat badanego obiektu. protokoły z badań magnetyczno-proszkowych często pomijają informację na temat sposobu magnesowania, czy odmagnesowania próbki/obiektu. w odniesieniu do metod objętościowych, nieuważne wykonywanie badania może pociągać za sobą szereg poważniejszych konsekwencji, choćby ze względu na fizykę tych metod. złożoność badania ultradźwiękowego często powoduje, że dobierane są nieodpowiednie poziomy badania, czułość badania i niewłaściwie ocenia się wyniki, względem przyjętego poziomu oceny. poziom czułości badania (wyrażony w db i określony np. jako dsr) – w przypadku badań wykonywanych na danym obiekcie okresowo lub cyklicznie, powinien być w każdym przypadku ten sam. przykładowo, niezamnierzone zwiększenie wielkości reflektora odniesienia jest równoznaczne ze zmianą czułości i poziomu badania. często również zdarza się, że poprawki na straty przejścia wynikające ze stosowanej techniki, są przepisywane niejako z automatu, zapominając o tłumieniu materiału, geometrii głowicy, czy rozbieżności wiązki. należy pamiętać, że nie uwzględnienie poprawek wzmocnienia może wiązać się ze spadkiem wysokości echa nawet o 6 db, co odpowiada spadkowi tablica iii. wymagana treść protokołów z badań wykonanych poszczególnymi metodami table iii. report content for vary ndt testing methods 67przegląd spawalnictwa vol. 87  12/2015 podsumowanie spełnienie wymagań dotyczących kompetencji laboratoriów badawczych stanowi domniemanie zapewnienia najwyższych standardów jakości badań nieniszczących. ocena prowadzona przez podmioty zewnętrzne stanowi źródło informacji, co można lub trzeba poprawić, jakie słabe strony można wzmocnić. jednak udział zewnętrznych auditorów nie jest jedynym sposobem nadzorowania jakości wykonywanych w laboratorium badań. monitorowanie (nadzorowanie jakości badań) w laboratoriach ndt może obejmować stosowanie próbek odniesienia z naturalnymi lub sztucznymi nieciągłościami, udział w porównawczych badaniach międzylaboratoryjnych lub w programach badania biegłości, powtarzanie badań przy wykorzystaniu tych samych lub innych metod ndt, powtórne badanie przechowywanych obiektów z nieciągłościami naturalnymi, powtórną ocenę przechowywanych radiogramów przez personel tego samego laboratorium itp. stosowne udokumentowanie powyższych czynności, jest jednym z dowodów potwierdzających kompetencje. w artykule wskazano również bardzo istotny element zapewnienia jakości wyników badań, jakim jest personel, jego kwalifikacje, wiedza i doświadczenie. ważne zatem jest nie tylko, czy personel wykonujący badanie posiada odpowiednie kwalifikacje, lecz także czy nadzór nad badaniami, a w szczególności nad zatwierdzaniem wyników, prowadzi kompetentny personel. te kluczowe aspekty systemu badań nieniszczących, a w szczególności umiejętności praktyczne personelu i swoiste obycie w badaniach ndt są przedmiotem oceny kompetencji laboratorium, choćby podczas uznawania laboratoriów. właściwe udokumentowanie i przedstawienie wiarygodnych dowodów na spełnienie wymagań pn-en iso/iec 17025 pozwala na stwierdzenie, że dane laboratorium jest kompetentne, a wykonywane w nim badania są najwyższej jakości. literatura [1] ustawa z dnia 21 grudnia 2000 r. o dozorze technicznym (dz. u. z 2013, poz. 963 ze zm.). [2] pn-en iso/iec 17025:2005 ogólne wymagania dotyczące kompetencji laboratoriów badawczych i wzorcujących [3] “międzynarodowy słownik podstawowych i ogólnych terminów metrologii”wydanie polskie; gum; warszawa; 1995. połowicznemu, a wówczas część wskazań może znaleźć się poniżej poziomu rejestracji! większość laboratoriów wykonuje badania radiograficzne w terenie. warunki poligonowe nie sprzyjają niekiedy właściwemu przygotowaniu się do badań. konsekwencją są omyłki lub błędy w zapisach i obliczeniach, a dalej złe parametry badania techniką x, tj. maksymalne napięcie na lampie rentgenowskiej [kv], czas naświetlania [min], odległość ogniskowej. mimo wszechobecnego pośpiechu, warto zweryfikować czy została wykonana wymagana ilość ekspozycji, a strefy badane pokrywają się, co powinno być uwidocznione na kolejnych błonach. ilość ekspozycji powinna odpowiadać liczbie radiogramów dołączonych do protokołu. pokrycie strefy badanej (nakładanie się błon) weryfikuje się za pomocą znaczników lokalizujących, przy czym upewniamy się, czy znacznik widoczny jest na obu radiogramach odpowiadających przylegającym do siebie obszarom. zamów newsletter zapraszamy państwa do zapisania się na bezpłatny newsletter przeglądu spawalnictwa, w tym celu należy wysłać e-mail z tematem “newsletter” na adres: redakcja@pspaw.pl ps 04 2017 www.pdf 19przegląd  spawalnictwa vol. 89 4/2017 zastosowanie kamery termowizyjnej   w badaniach nieniszczących wybranych elementów   kolejowego układu hamulcowego the use of thermal imaging cameras in nondestructive testing of selected elements of the brake system dr inż. wojciech sawczuk, dr inż. jakub kowalczyk, dr inż. dariusz ulbrich – politechnika poznańska. autor korespondencyjny/corresponding author: dariusz.ulbrich@put.poznan.pl streszczenie skuteczność procesu hamowania w pojazdach szynowych w dużej mierze zależy od doboru elementów pary ciernej tarcza hamulcowa – okładzina cierna. niestabilna praca układu hamulcowego jest spowodowana zmianami w przebiegu współczynnika tarcia, w szczególności jego obniżenia w procesie hamowania. celem artykułu jest przedstawienie możliwości zastosowania kamery termowizyjnej w ocenie stanu pary ciernej hamulca tarczowego. w artykule zwrócono uwagę na trzy aspekty oceny stanu. pierwszy związany z identyfikacją mikropęknięć na powierzchni tarczy. drugi aspekt związany z rozkładem nacisków na tarczy hamulcowej oraz ostatni związany rozkładem temperatury na powierzchni okładzin ciernych. słowa kluczowe: kamera termowizyjna; hamulec tarczowy; pojazd szynowy abstract the reliability of the operation of the braking system of the rail vehicle depends to a large extent on the cooperation of the brake components forming a pair of friction e.g. brake disc-friction pad. work instability arises by the occurrence of instantaneous changes to the coefficient of friction, which affects the lower efficiency of the braking process. the purpose of the article is to present the possibility of using thermal imaging cameras in the assessment of a friction gear disc brakes. the article highlighted three aspects of the state assessment. the first, associated with the identification of microcracks on the surface of the disk. the second aspect that is associated with the pressure distribution on the brake disc and the last associated temperature distribution on the surface of the friction pads. keywords: ir camera; disc brake; rail vehicle metodyka badań termowizyjnych badania z zastosowaniem kamery termowizyjnej przeprowadzono na stanowisku hamulcowym do badań układów hamulcowych pojazdów szynowych. do badań wykorzystano tarcze hamulcowe o średnicy 590 i 640 mm oraz okładziny cierne typu fr20.h.2. podczas rejestracji parametrów hamowania, dodatkowo przed tarcza hamulcową zainstalowano kamerę termowizyjną flir e60. ocena stanu powierzchni ciernej   tarczy hamulcowej długotrwała eksploatacja tarczowych układów hamulcowych wykazała, że przy hamowaniach z dużych prędkości lub hamowaniach w krótkich odstępach czasu, dochodzi wojciech sawczuk, jakub kowalczyk, dariusz ulbrich przeglad welding technology review rys. 1. metodyka badań termowizyjnych: a) widok tarczy hamulcowej i kamery termowizyjnej, b) schemat promieniowania emitowanego przez tarczę do kamery fig. 1. methodology of thermal research: a) view of the brake disc and camera ir, b) a diagram of radiation emitted by the disc to the camera a) b) 20 przegląd  spawalnictwa vol. 89 4/2017 do przyspieszonego zużycia powierzchni ciernej tarczy [1]. na powierzchni tarczy pojawiają się mikropęknięcia, które rozrastają się promieniowo przy kolejnych hamowaniach. b) rys.  2.  rodzaje pęknięć na powierzchni tarczy hamulcowej: a) widok pęknięć powierzchniowych, b) 1 – pęknięcie jednostronne na całej szerokości pierścienia, 2 – pęknięcie obustronne na całej szerokości pierścienia, 3 – pęknięcie na części szerokości pierścienia, 4 – wklęsłości, 5 – pęknięcie powierzchniowe, 6 – rowki, 7 – wykruszenia fig. 2. types of cracks on brake disc surface: a) view of surface cracks, b) 1 – single-sided crack on the whole disc brake breadth, 2 – double-sided crack on the whole disc brake breadth, 3 – crack on a part of disc brake breadth, 4 – concavities, 5 – surface cracks, 6 – grooves, 7 – spallings ocena kontaktu okładzin ciernych   z tarczą hamulcową kolejnym zastosowaniem kamery termowizyjnej jest ocena współpracy okładzin ciernych z tarcza hamulcową, co również autorzy przedstawili w [3]. na rysunku 2 przedstawiono na podstawie [2] typowe uszkodzenie powierzchni ciernej tarczy hamulcowej. jednak obserwacja wagonów z tarczowym układem hamulcowym wykazała, że pęknięcia powierzchniowe (mikropęknięcia) są najliczniejszym i najczęściej występującym rodzajem uszkodzeń tarcz hamulcowych. na rysunkach 3 i 4 przedstawiono obraz cyfrowy oraz termowizyjny dwóch tarcz hamulcowych (nowej oraz zużytej). a) b) rys. 3. widok nowej tarczy hamulcowej: a) obraz cyfrowy, b) obraz termowizyjny fig. 3. view of the new brake disc: a) scan, b) thermal image a) b) rys. 4. widok zużytej tarczy hamulcowej: a) obraz cyfrowy, b) obraz termowizyjny fig. 4. view of the wear brake disc: a) scan, b) thermal image a) b) c) d) e) a) b) c) d) e) a) b) c) d) e) 1) 2) 3) rys. 5. obraz termowizyjny tarczy hamulcowej w czasie hamowania z prędkością: 1) v = 120 km/h, a) po 4 sekundach hamowania, b) po 9 sekundach, c) po 16 sekundach, d) po 20 sekundach, e) po 28 sekundach, 2) v=160 km/h, a) po 4 sekundach, b) po 8 sekundach, c) po 14 sekundach, d) po 29 sekundach, e) po 44 sekundach, 3) v = 200 km/h, a) po 2 sekundach, b) po 4 sekundach, c) po 15 sekundach, d) po 43 sekundach, e) po 62 sekundach fig. 5. thermal image of the brake disc during braking from a speed of: 1) v = 120 km/h, a) after 4 seconds, b) after 9 seconds, c) after 16 seconds d) after 20 seconds e) after 28 seconds, 2) v = 160 km/h, a) after 4 seconds, b) after 8 seconds, c) after 14 seconds, d) after 29 seconds, e) after 44 seconds, 3) v=200 km/h, a) after 2 seconds, b) after 4 seconds c) 15 seconds d) after 43 seconds, e) after 62 seconds rys. 6. modele rozkładu nacisków okładziny do tarczy na podstawie badań termowizyjnych dla hamowania z prędkości: a) 50 km/h, b) 80 km/h, c) 120 km/h, d) 160 km/h, e) 200 km/h fig. 6. pressure distribution models of the pad to the brake disc based on the results of the thermal tests for braking speeds: a) 50 km/h, b) 80 km/h, c) 120 km/h, d) 160 km/h, e) 200 km/h a) b) c) d) e) a) 21przegląd  spawalnictwa vol. 89 4/2017 w czasie badań termowizyjnych nagrywano filmy z całego procesu hamowania, przy automatycznym ustawieniu zakresu temperatury w kamerze. metodą maksymalnej temperatury, stwierdzono o rzeczywistym kontakcie okładziny z tarczą hamulcową. na rysunku 5 przedstawiono wybrane fragmenty obrazu termowizyjnego tarczy hamulcowej w różnych odstępach czasu hamowania. analizując zarejestrowane filmy na kamerze termowizyjnej – opracowano modele rozkładu nacisków do tarczy, co przedstawia rysunek 6. ocena rozkładu temperatury okładzin  ciernych hamulca tarczowego kolejnym etapem badań był ocena jakościowa rozkładu temperatury na powierzchni okładzin ciernych po serii 15 hamowań z prędkości v = 50, 80, 120, 160 i 200 km/h z naciskiem okładziny do tarczy n = 25 kn. na rysunku 7 przedstawiono rozkład temperatury na okładzinach ciernych o grubości 35 (okładzina nowa), 25 i 15 mm (okładziny zużyte). a) b) c) rys. 7. obraz termowizyjny z okładzin ciernych o grubości: a) 35 mm, b) 25 mm, c) 15 mm fig. 7. thermal image of brake pads with thickness: a) 35 mm, b) 25 mm, c) 15 mm literatura [1] m. sorochtej:kształtowanie jakości zespołu ciernego hamulca tarczowego, przegląd kolejowy 1/94. [2] rail consult gesellschaft für verkehrsberatung mbh: wagon osobowy z1 02, układ jezdny – tom 2, dokumentacja techniczno-ruchowa. wnioski na podstawie przeprowadzonych badań termowizyjnych na stanowisku hamulcowym do hamulca tarczowego, stwierdzono: – kamerą termowizyjną możliwa jest ocena stanu powierzchni ciernej tarczy hamulcowej w zakresie identyfikacji mikropęknięć. – hamowania z małych prędkości (v = 50 i 80 km/h) powodują najlepszy rozkład nacisków okładziny do tarczy hamulcowej a czas hamowania wpływa na poprawę rozkładu, przez co większa części powierzchni okładziny styka się z tarczą hamulcową. – hamowania z dużych prędkości (v = 120, 160 i 200 km/h) powodują, że w pierwszych sekundach hamowania kontakt okładziny z tarczą hamulcową jest trzylub czteropunktowy tworząc pierścienie cieplne na tarczy hamulcowej, które następnie łączą się w dwa pierścienie. – okładziny zużyte względem okładzin nowych wykazują gorszy kontakt z tarczą hamulcową, co może mieć związek ze zmniejszeniem ich sztywności i większą podatnością do odkształceń. projekt jest finansowany ze środków narodowego centrum badań i rozwoju, program lider v, umowa nr lider/022/359/l-5/13/ncbr/2014 . [3] s. paniera, p.dufrénoy, d. weichert: an experimental investigation of hot spots in railway disc brakes, wear 256 (2004), 764-773. zapraszamy państwa do odwiedzenia   i polubienia naszego profilu na facebooku 201106 33przegląd spawalnictwa 6/2011 wstęp spawanie.łukowe.wymaga.dostarczenia.znacznych. ilości.energii.cieplnej.w.krótkim.czasie..w.przewodniku. elektrycznym. ciepło. wydzielane. jest. na. skutek. przepływu. prądu. i. jest. proporcjonalne. do. kwadratu. jego. wielkości,.zgodnie.z.prawem.joule’a:. q.=. r.x. i2.x. t.. dwukrotne. zmniejszenie. prądu. powoduje. czterokrotne.zmniejszenie.wydzielanego.ciepła..moc.elektryczna,.wyrażana.jako.iloczyn.napięcia.i.prądu.p.=.u.x.i,. przesyłana.jest.przy.wysokim.napięciu.i.niskim.prądzie,. właśnie.ze.względu.na.minimalizację.strat.na.ciepło.. proces.spawania.wymaga.z.kolei.odwrotnej.relacji:.wysokiego.prądu.przy.niskim.napięciu.w.celu.maksymalizacji.wydzielanego.ciepła.. zadanie.dopasowania.prądu.i.napięcia.do.potrzeb. procesu. pełnią. zasilacze. spawalnicze,. które. z. tego. względu.są.przekształtnikami.elektrycznymi..zasilane. z.sieci.sinusoidalnym.napięciem.jednofazowym.230.v. lub.trójfazowym.380.v.pobierają.prąd.rzędu.od.kilkunastu.do.kilkudziesięciu.amperów,.generują.natomiast. stały.lub.przemienny.prąd.o.wartości.kilkuset.amperów. przy.napięciu.od.kilku.do.kilkudziesięciu.woltów..w.obwodzie.spawalniczym,.na.który.składają.się:.łuk.elektryczny,. elektroda,. łączone. elementy,. przewody. oraz. urządzenie. spawalnicze,. pełnią. funkcję. źródła,. stąd. często.używane.określenie.spawalnicze źródło energii elektrycznej. taki.stopień.uogólnienia.wydaje.się.w.pełni.zrozumiały,.jeżeli.weźmie.się.pod.uwagę.dużą.różnorodność. konstrukcji.urządzeń.spawalniczych..producenci.dzielą. je. wg. przeznaczania,. tj.. do. określonego. procesu. spawania:.elektrodą.otuloną,.tig,.mig,.mag,.łukiem. krytym.itd..różnią.się.one.wyposażeniem.(osprzętem),. lecz.zastosowane.w.nich.zasilacze.energii.elektrycznej. mają.często.taką.samą.konstrukcję,.zasadę.działania,. takie.same.lub.nastawiane.(regulowane).rodzaje.charakterystyk,.czy.rodzaje.prądu.spawania. każda. metoda. spawania. łukowego. ma. swoją. specyfikę,. wynikającą. z. zakresu. stosowanych. parametrów,. właściwości. łuku. (składu. chemicznego.. krzysztof.skrzyniecki andrzej.kolasa paweł.cegielski badanie charakterystyk statycznych i dynamicznych układu źródło zasilania – łuk output static and dynamic characteristics  of welding power source-arc systems mgr inż. krzysztof skrzyniecki, dr hab. inż. andrzej kolasa, prof. nzw. pw, dr inż. paweł cegielski –.politechnika.warszawska. streszczenie każda. metoda. spawania. łukowego. ma. swoją. specyfikę,. wynikającą. z. zakresu. stosowanych. parametrów,. właściwości. łuku. (składu. chemicznego. przestrzeni. łukowej,.rodzaju.elektrody.itp.).oraz.sposobów.przechodzenia. metalu. w. łuku,. a. tym. samym. stwarza. inne. wymagania. dotyczące. zarówno. właściwości. statycznych,. jak. i. dynamicznych. spawalniczych. źródeł. zasilania.. w. artykule. przedstawiono. wybrane. zagadnienia. z. zakresu. badania. charakterystyk.użytkowych.urządzeń.spawalniczych,.będące. efektem. dotychczasowych. prac. oraz. perspektywy. dalszych.badań. abstract arc.welding.methods.differ.from.one.another.due.to.the. range.of.process.parameters.used,.properties.of.the.arc. determinated.by.the.chemical.composition.of.arc.column,. type.of.electrode.as.well.as.the.mode.of.metal.transfer.. these.conditions.influence.some.specific.requirements.to. be.fulfilled.by.power.sources.used.for.each.arc.welding. process..some.aspects.concerning.determination.of.output.static.and.dynamic.characteristics.of.welding.power. source.and.power.source-arc.system.are.presented. 34 przegląd spawalnictwa 6/2011 przestrzeni.łukowej,.rodzaju.elektrody.itp.).oraz.sposobów.przechodzenia.metalu.w.łuku,.a.tym.samym.stwarza.inne.wymagania.dotyczące.zarówno.właściwości. statycznych,.jak.i.dynamicznych.spawalniczych.źródeł. zasilania..w.artykule.przedstawiono.wybrane.zagadnienia.z.zakresu.badania.charakterystyk.statycznych. i.dynamicznych.układu.źródło.zasilania.–.łuk,.w.różnych. metodach. spawania,. będące. efektem. dotychczasowych.prac.autorów.oraz.perspektywy.dalszych.. badań.[2,.3,.6,.7]. przedstawione. wyniki. otrzymano. w. ramach. pracy. naukowej. finansowanej. ze. środków. budżetowych.na.naukę.w.latach.2010-2013.jako.projekt. badawczy.[5]. zewnętrzne charakterystyki statyczne w. obwodzie. elektrycznym. można. wyróżnić. dwa. typy.źródeł: –. idealne źródło prądu. –. wymuszające. określony. przebieg.prądu.(np..stały. lub.sinusoidalny).niezależnie. od. podłączonego. obciążenia;. napięcie. jest. wielkością. wynikową. zależną. od. właściwości. odbiornika; –. idealne źródło napięcia.–.wymuszające.określony. przebieg.napięcia.(np..stały.lub.sinusoidalny).niezależnie.od.podłączonego.obciążenia;.przepływ.prądu. jest.wielkością.wynikową. w.praktyce.idealnych.źródeł.nie.ma..w.sieci.energetycznej.230.v.występują.obniżenia.napięcia.w.przypadku.nagłego.wzrostu.obciążenia,.np..przy.jednoczesnym.włączeniu.wielu.odbiorników..jest.to.podobne. zjawisko.do.spadku.napięcia.akumulatora.samochodowego.podczas.rozruchu,.gdy.jest.on.znacznie.obciążony..zdolność.do.utrzymywania.parametrów.pomimo.wzrostu.obciążenia.określana.jest.jako.sztywność źródła.. podobnie. zachowuje. się. większość. źródeł,. w.tym.szczególnie.spawalnicze.źródła.energii,.których. nominalne.warunki.obciążenia.zbliżone.są.do.stanu. zwarcia,.gdyż.wypadkowa.rezystancja.obwodu.spawalniczego.jest.niewielka.. do. opisu. właściwości. źródła. może. być. zastosowana. jego. zewnętrzna. charakterystyka. statyczna,. przedstawiająca. wzajemną. relację. napięcia. i. prądu. przy.zmieniającym.się.obciążeniu.(rys..1).[4]:.idealna. charakterystyka.napięciowa.(1),.idealna.charakterystyka. prądowa. (2),. charakterystyka. opadająca. –. źródło.. o.charakterystyce.napięciowej.(3),.źródło.o.charakterystyce.prądowej.(4). idea.pomiaru.charakterystyki.statycznej.jest.prosta.. badane.źródło.obciążane.jest.stopniowo.zmniejszaną. rezystancją,.rejestrowane.są.przy.tym.wartości.prądu.i. oraz. napięcia. u,. które. naniesione. na. wykres. u(i). tworzą. charakterystykę. statyczną. badanego. źródła.. (rys..2)..dla.zasilania.stałego.odczytywana. jest. jego. rys. 1.. schematyczne. przedstawienie. poszczególnych. typów. zewnętrznych.charakterystyk.statycznych.spawalniczych.źródeł.energii fig. 1..schematic.presentation.of.output.static.volt-ampere.characteristics.of.arc.welding.power.sources rys. 2. przykładowe. charakterystyki. statyczne. uzyskane. przy. wykorzystaniu.opracowanego.systemu.pomiarowego:.a).zasilacz.do. spawania.metodą.tig.i.elektrodą.otuloną.(źródło.prądu),.b).zasilacz. mig/mag.(źródło.napięcia) fig. 2..an.example.of.output.static.characteristics.registered.with. the.use.of.designed.measuring.system.for:.a).power.source.for.tig. and.mma.process.with.current.characteristic,.b).power.source.for.. mig/mag.process.with.voltage.characteristic a) b) 35przegląd spawalnictwa 6/2011 wartość. aktualna,. natomiast. dla. zasilania. przemiennego.(sinusoidalnego.lub.innego).wartość.skuteczna.. wartość skuteczna.(rms).jest.to.stały.odpowiednik.danego.sygnału.niosący.taką.samą.ilość.energii.. praktyczne.wykonanie.pomiarów.charakterystyki. jest.jednak.utrudnione.ze.względu.na.specyfikę.procesu..rezystancja.obciążenia.powinna.odpowiadać. sumarycznej. rezystancji. obwodu. spawalniczego,.. a. więc. zawierać. się. w. zakresie. od. kilku. omów. do. zera,.czyli.zwarcia.. ilość.energii. wydzielonej. w.postaci.ciepła.odpowiada.energii.wydzielonej.podczas. spawania,.powinna.być.więc.wystarczająco.szybko. odprowadzana,. aby. nie. dopuścić. do. uszkodzenia. obciążenia.. dodatkowo,. rezystancja. przewodników. zmienia.się.wraz.ze.wzrostem.temperatury,.która.powinna.pozostawać.na.stałym.poziomie.. w.ramach.badań.prowadzonych.w.zakładzie.inżynierii.spajania.pw.powstało.nowatorskie.urządzenie.do.pomiaru.charakterystyk.statycznych.[2]..istota. jego.działania.polega.na.automatycznie.sterowanym. obciążeniu. rezystancyjnym,. przełączanym. elektronicznie. za. pomocą. kluczy. tranzystorowych. igbt,. przy.jednoczesnej.rejestracji.wszystkich.mierzonych. parametrów,.takich.jak.prąd,.napięcie,.a.nawet.emisja. akustyczna.łuku.spawalniczego.lub.źródła..zarówno. zadawanie.kolejnych.wartości.obciążenia,.jak.i.pomiar. oraz.rejestracja.mierzonych.parametrów.wyjściowych. badanego. zasilacza. spawalniczego. realizowane. są. przez. nadzorujący. pracę. stanowiska. komputerowy. system.pomiarowo-sterujący.. w.przypadku.urządzeń.transformatorowych.oraz. prostownikowych. charakterystyka. statyczna. zależy. od. konstrukcji. urządzenia,. zastosowanych. rozwiązań. technicznych,. wykorzystanych. komponentów.. i.materiałów.(np..blach.transformatorowych).oraz.jakości.wykonania.(np..dokładności.nawinięcia.uzwojeń)..w.przypadku.urządzeń.inwertorowych.sytuacja. jest. bardziej. złożona.. oprócz. wymienionych. czynników,. charakterystyk. tranzystorów. oraz. modulacji. pwm.znaczny,.a.nawet.decydujący.wpływ.ma.układ. sterowania.i.zawarte.w.nim.algorytmy..urządzenia.te. z.łatwością.spełniają.dotychczasowe.wymagania.dotyczące.charakterystyk.statycznych,.a.nawet.umożliwiają.implementację.wielu.dodatkowych.funkcji,.dzięki. możliwości. programowania. charakterystyk. statycznych..przykładowo,.ograniczenie.wartości.prądu.podczas.zwarcia.ułatwia.pracę.i.zapobiega.przyklejeniu. elektrody..dzięki.temu.proces.spawania.jest.łatwiejszy.. i. możliwy. do. wykonania. nawet. przez. mniej. doświadczonego. pracownika.. jak. widać,. pojawia. się. konieczność. opracowania. nowych. metod. badania.. i.oceny.urządzeń.oraz.ich.właściwości. charakterystyki dynamiczne charakterystyki.dynamiczne.spawalniczych.źródeł. energii.można.podzielić.na.dwie.kategorie..pierwsza. opiera.się.kontrolowanej.zmianie.obciążenia.według. zadanej. sekwencji. –. badana. jest. m.in.. odpowiedź. źródła.na.skok.jednostkowy.obciążenia..funkcja.sterowania. obciążeniem. realizowana. jest. za. pomocą. opisanego. wcześniej. urządzenia. do. pomiaru. charakterystyk.statycznych..dzięki.możliwości.zaprogramowania. pożądanego. przebiegu. i. wygenerowania. sekwencji.sterującej.obciążeniem.pomiar.odbywa.się.. w. pełni. automatycznie. bez. ingerencji. operatora.. (rys..3)..odpowiedź.na.skok.jednostkowy.dostarcza. informacji.o.dynamice.badanego.obiektu,.m.in..czasie. reakcji.na.zmianę.oraz.czasie.do.osiągnięcia.stanu. ustalonego. druga. kategoria. obejmuje. pomiary. przebiegów. prądu. i. napięcia. podczas. spawania. prowadzonego.. w. kontrolowanych. warunkach. (rys.. 4).. pomiar. odbywa. się. na. w. pełni. skonfigurowanym. stanowisku. spawalniczym.. jedyną. modyfikacją. jest. włączenie.. w. obwód. spawalniczy. urządzenia. pomiarowego. umożliwiającego.rejestrację.prądu.i.napięcia. rys. 3.. przykładowa. charakterystyka. dynamiczna. uzyskana. przy. sterowanym.obciążeniu fig. 3..an.example.of.dynamic.characteristics.registered.for.controlled.load rys. 4.. przykładowa. charakterystyka. dynamiczna. uzyskana. podczas.spawania.elektrodą.otuloną fig. 4..an.example.of.volt-ampere.dynamic.characteristics.registered. during.mma.welding.process 36 przegląd spawalnictwa 6/2011 podsumowanie na.rynku.są.dostępne.różne.urządzenia.do.pomiarów.parametrów.spawania..oprócz.rejestracji.prądu. i.napięcia.umożliwiają.monitorowanie.posuwu.drutu. elektrodowego.czy.wydatku.gazów.osłonowych..jednak. analiza. zarejestrowanych. przebiegów. oraz. ich. interpretacja.jest.nadal.trudna.i.niejednoznaczna. celem.badań.prowadzonych.w.zakładzie.inżynierii. spajania. pw. jest. poznanie. relacji. pomiędzy. zmianami. parametrów. elektrycznych. obwodu. spawalniczego. a. zjawiskami. zachodzącymi. podczas. spawania. i. mającymi. wpływ. na. ostateczne. cechy. złącza.. stąd. też. konieczność. dostosowania. urządzeń.pomiarowych.do.specyfiki.badań. ideą. rozpoczętych. badań. jest. analiza. obwodu. spawalniczego. pod. kątem. jego. parametrów. elektrycznych,.takich.jak.rezystancja,.indukcyjność.i.pojemność,. dynamicznie. zmieniających. się. w. czasie. procesu. spawania.. pomiar. tych. wielkości. w. stanie. ustalonym. jest. stosunkowo. prosty,. natomiast. dynamika. procesu. znacząco. utrudnia. badania.. do. ich. wyznaczenia. posłużą. metody. modelowania,.. a..szczególnie. identyfikacji.obiektów.dynamicznych. stosowane.m.in..w.automatyce.oraz.w.analizie.obwodów.elektrycznych.[1]..uzyskane.wyniki.pomiarów. zostaną. skonfrontowane. z. wynikami. badań. właściwości.mechanicznych.złączy.w.celu.określenia.wzajemnych.relacji. literatura [1]. bolkowski.s.:.teoria.obwodów.elektrycznych,.wnt,.warszawa.2003. [2]. cegielski.p.,.kolasa.a.:.komputerowy.system.do.badań. właściwości. statycznych. i. dynamicznych. spawalniczych. źródeł. energii. elektrycznej.. prace. naukowe. politechniki. warszawskiej,.z..215,.mechanika,.warszawa.2006. [3]. kolasa. a.,. cegielski. p.,. węglowski. m.,. skrzyniecki. k.:. technical.performance.of.low.power.welding.inverters.. iv’th.international.conf..on.advanced.in.production.engineering. ape’2007,. warsaw. university. of. technology,. warsaw.2007. [4]. pn-en. 60974-1:2007. sprzęt. do. spawania. łukowego.. część.1:.spawalnicze.źródła.energii. [5]. projekt. badawczy. własny. ministra. nauki. i. szkolnictwa. wyższego.nr.n.n503.206339.pt..badanie.zależności.pomiędzy. zjawiskami. zachodzącymi. w. łuku. spawalniczym. w.różnych.odmianach.metody.mag.a.parametrami.elektrycznymi.układu.łuk–urządzenie.spawalnicze..(kier.:.prof.. a..kolasa). [6]. węglowski.m.,.kolasa.a.,.cegielski.p.:.badania.właściwości.technologicznych.spawalniczych.zasilaczy.inwertorowych..przegląd.spawalnictwa,.9-10/2006. [7]. węglowski.m.,.kolasa.a.,.cegielski.p.:.ocena.stabilności. procesu.ręcznego.spawania.łukowego.elektrodami.otulonymi..przegląd.spawalnictwa,.1/2006. zapowiedź wydawnicza lechosław.tuz,.paweł.kołodziejczak,.andrzej.kolasa struktura złączy doczołowych odlewniczych stopów magnezu streszczenie w.artykule.przedstawiono.ocenę.struktury.złączy.odlewniczych.stopów.magnezu,.wykonanych.trzema.metodami.spajania:.zgrzewaniem.tarciowym.z.mieszaniem.materiału.zgrzeiny.(fsw),.spawaniem.laserowym.przy. zastosowaniu.lasera.co2.oraz.spawaniem.łukowym.w.osłonie.gazu.obojętnego.elektrodą.nietopliwą.(tig)..oceniano.makro.i.mikrostrukturę.złączy.doczołowych.przy.zastosowaniu.mikroskopu.optycznego.z.układem.cyfrowej. rejestracji.obrazu. do.badań.zastosowano.dwa.stopy.magnezu.az91.i.am-lite,.w.których.cynk.i.aluminium.stanowią.główne.dodatki.stopowe..materiał.wyjściowy.stanowiły.gąski.odlewnicze,.które.sfrezowano.na.określony.wymiar.a.następnie. wycięto.płaskowniki.o.grubości.3.mm. przeprowadzona.ocena.wykazała,.że.możliwe.jest.uzyskanie.złączy.ze.stopów.magnezu.o.wysokiej.jakości.. odnotowano.jednak.śladowe.ilości.porów.w.obszarze.złącza... referat.wygłoszony.na.seminarium.zakładu.inżynierii.spajania.politechniki.warszawskiej.opublikowany.zostanie.w.numerze.7/2011. 201110_pspaw.pdf 44 przegląd spawalnictwa 10/2011 piotr białucki wiesław derlukiewicz napawanie w regeneracji kokili do odlewania ciśnieniowego aluminium surfacing in the aluminum die-casting  metal mould regeneration   dr inż. piotr białucki, dr inż. wiesław derlukiewicz – politechnika wrocławska. streszczenie opisano zużyte przez zmęczenie cieplne oraz uszkodzone mechanicznie segmenty kokili napawane metodą tig. przedstawiono analizę metod stosowanych w regeneracji stali narzędziowej do pracy na gorąco. badano wpływ technologii napawania na właściwości warstw z dwóch wybranych spoiw. określono warunki napawania i obróbki mechanicznej napawanych elementów form wtryskowych do odlewania ciśnieniowego części ze stopów aluminium. abstract worn by thermal fatigue and mechanically damaged segments of the permanent molds, were hard surfaced by the tig welding method. the analysis of methods applied in the regeneration of tool steel for hot work was introduced. the influence of technology on the properties of surfacing layers of two selected filler metals was presented. conditions for surfacing and machining regenerated elements of injection molds for diecasting of aluminum alloy were specified. wstęp zaletą odlewniczych form metalowych zwanych kokilami jest możliwość ich wielokrotnego użycia. ich wysoka trwałość sprzyja zachowaniu powtarzalnej dokładności wymiarowej odlewu, jego małej chropowatości powierzchni, możliwości pozostawienia małych naddatków na obróbkę ubytkową itp. szczególnie nadają się do zautomatyzowanych procesów odlewania prowadzonych z dużą wydajnością i są szeroko stosowane w masowej produkcji części ze stopów lekkich np. dla przemysłu motoryzacyjnego. na formy metalowe stosuje się stale narzędziowe do pracy na gorąco. temperatura zalewania ciekłego stopu aluminium do kokili zawiera się w granicach 650÷850oc. czas pozostawania odlewu w kokili wynosi od 6÷10 s dla odlewów małych do kilku minut dla odlewów dużych. podczas pracy kokile ulegają naturalnemu procesowi zużycia wskutek zmęczenia cieplnego oraz oddziaływania ciekłego metalu, jak również doznają lokalnych mechanicznych uszkodzeń. wytwarzanie nowych form jest na ogół procesem drogim i technologicznie skomplikowanym, zarówno ze względu na złożony kształt formy, jak i na proces obróbki cieplnej użytej na nie stali. z tego względu ważne znaczenie ma regeneracja zużytych form m.in. przez napawanie, zwłaszcza wtedy, kiedy ubytki materiału są nieduże i wystarczą napoiny niewielkiej grubości. regeneracja formy staje się łatwiejsza, kiedy kokila o złożonym kształcie nie jest monolityczna, lecz składana. formy odlewnicze do trudnych odlewów mają skomplikowaną budowę i składają się z obudowy oraz wkładek formujących odlew, rdzeni, wypychaczy itp. części składowe kokili mają różne właściwości mechaniczne i mogą być wykonane z innych materiałów, różnią się też intensywnością i wielkością zużycia. wówczas do regeneracji można zastosować różne materiały do napawania, zależnie od tego, jaką spełniają funkcję. przykładem takiej formy odlewniczej jest kokila do odlewania korpusów zacisków hamulcowych, którą omówiono w tym artykule. zastosowane materiały materiał podstawowy obiektem badań była kokila do odlewania samochodowych zacisków hamulcowych, wykonana ze stali wcl wg pn-/h85021:1986 (x37crmov5-1 wg pn en 45przegląd spawalnictwa 10/2011 iso 4957:2002, 1.2343 wg din). zawartość pierwiastków stopowych w stali przedstawiono w tablicy i. jest to stal narzędziowa chromowo-molibdenowa stosowana na narzędzia do pracy na gorąco. wykonuje się z niej głównie formy do odlewania pod ciśnieniem stopów cynku, magnezu i aluminium, a także wkładki matrycowe, nożyce i gilotyny do cięcia na gorąco, elementy pras i form do tłoczenia metali lekkich, wkładki do formowania tworzyw sztucznych itp. cechą stali wcl jest mała wrażliwość na gwałtowne zmiany temperatury, a przez to mała skłonność do powstawania powierzchniowej siatki pęknięć. wytrzymuje silne nagrzewanie się powierzchni roboczej spowodowane np. stosunkowo długim kontaktem z obrabianym materiałem. ma też bardzo dużą hartowność, jest odporna na odpuszczanie i zachowuje wytrzymałość w wysokiej temperaturze [1]. cenną właściwością stali wcl jest mały wpływ obróbki cieplnej na zmianę wymiarów obrabianej części (ok. 0,02%), co pozwala wykonywać z niej części na gotowo przed obróbką cieplną. dobra podatność na polerowanie ma korzystny wpływ na dokładność przylegania części w formie oraz na efekt estetyczny wyrobu. podobnie jak inne stale narzędziowe do pracy na gorąco, również stal wcl należy do materiałów o bardzo ograniczonej spawalności i tylko w wyjątkowych przypadkach, takich jak naprawy narzędzia, może zachodzić konieczność połączenia jej z innymi gatunkami stali. procesy spawalnicze związane z napawaniem regeneracyjnym zużytych narzędzi ewentualnie napoiny o specjalnych właściwościach mogą być zastosowane również do produkcji narzędzi nowych. technologia napawania form odlewniczych ze stali narzędziowej do pracy na gorąco musi uwzględniać warunki pracy napoin w wysokiej temperaturze, aby ich trwałość nie była mniejsza od materiału podstawowego. dobre właściwości do pracy w takich warunkach stale narzędziowe uzyskują dzięki odpowiedniej obróbce cieplnej (rys. 1), ale ciepło procesu spawania zmienia te właściwości. dlatego narzędzia po napawaniu poddaje się najczęściej ponownej obróbce cieplnej, aby otrzymać pierwotne właściwości. z tego względu najbardziej odpowiednim spoiwem jest takie, które ma podobny skład chemiczny jak materiał podstawowy, aby obróbka cieplna po napawaniu była właściwa dla obu materiałów – napoiny i materiału podstawowego. niektórzy producenci opracowują spoiwa do konkretnego gatunku stali, np. elektroda ewnl przeznaczona jest do napawania stali wnl, elektroda ewc4 do stali wc4, czy też ewwn1, dla której warunki ulepszania cieplnego napoin odpowiadają warunkom ulepszania stali wwv [3]. według klasyfikacji spoiw do napawania zgodnie z normą din 8555 do napawania stali narzędziowej do pracy na gorąco przeznaczone są materiały spawalnicze z grupy trzeciej oraz szóstej [4]. taki sposób podejścia do zagadnienia napawania jest istotny wtedy, kiedy od narzędzia wymaga się stabilności struktury materiału i dużej wytrzymałości w wysokiej temperaturze pracy. jeżeli jednak warunki pracy narzędzia z takich stali są łagodniejsze lub nie całe narzędzie jest jednakowo obciążone, stosowane są uproszczone sposoby regeneracji napawaniem, ograniczające się do podgrzewania wstępnego i wyżarzania po napawaniu, np. wg schematu przedstawionego na rysunku 2. wówczas napoina będzie miała inne właściwości niż napawana stal. wyboru metody napawania, rodzaju spoiwa, sposobu przygotowania części do napawania, zabiegów cieplnych przed i po napawaniu należy dokonać, biorąc pod uwagę gatunek napawanej stali, gatunek użytego spoiwa, warunki pracy narzędzia, a także wielkość i kształt napoiny oraz jej położenie w formie odlewniczej. tablica i. skład chemiczny stali wcl wg pn-/h85021:1986 table i. chemical composition of wcl steel acc. to pn-/h85021:1986 stal pierwiastki stopowe, % c mn si p s cr ni mo w v co cu wcl 0,32-0,42 0,2-0,5 0,8 -1,2 maks. 0,03 maks. 0,03 4,5-5,5 maks. 0,35 1,2-1,5 maks. 0,3 0,3-0,5 maks. 0,3 maks. 0,3 rys. 1. obróbka cieplna stali narzędziowych do pracy na gorąco [2] fig. 1. heat treatment of tool steel for use in the increased temperature [2] rys. 2. zabiegi cieplne przed i po napawaniu [4] fig. 2. heat treatment before and after surfacing by welding [4] 46 przegląd spawalnictwa 10/2011 spoiwa do napawania często jako jedno z głównych kryteriów doboru rodzaju spoiwa, oprócz składu chemicznego, brana jest pod uwagę wymagana twardość napoiny. takie założenie przyjęto też przy opracowywaniu technologii regeneracji formy trwałej ze stali wcl do odlewania zacisków hamulcowych ze stopu aluminium. do próby napawania kokili metodą tig użyto dwóch rodzajów spoiw – 6500 wig firmy capilla oraz lnt nicro 60/20 firmy lincoln. pręty 6500 wig (din 8555: wsg 6-gz-50 t) są przeznaczone przede wszystkim do napawania metodą tig. stosuje się je do naprawy form odlewniczych oraz innych narzędzi ze stali wcl lub innych gatunków stali narzędziowych do pracy na gorąco o zbliżonym składzie chemicznym. stopiwo z tych prętów charakteryzuje się dobrą wytrzymałością i wysoką odpornością temperaturową do 500°c. skład chemiczny drutu przedstawiono w tablicy ii. napoinę wykonaną spoiwem 6500 wig można obrabiać cieplnie, uzyskując właściwości podobne do właściwości napawanej stali. zgodnie z zaleceniem producenta spoiwa, stal przed napawaniem wymaga podgrzania do 300÷500°c (maks. temperatura odpuszczania materiału podstawowego), natomiast stale niskostopowe powinny być podgrzane do 200÷300oc. chłodzenie po napawaniu powinno odbywać się powoli w piecu. bezpośrednio po napawaniu stopiwo ma twardość 50÷55 hrc. pręty nicro 60/20 są spoiwem austenitycznym, na bazie niklu, z dużą zawartością chromu, molibdenu i niobu, przeznaczonym głównie do spawania stopów niklu. stosowane są z powodzeniem do spawania stali różniących się składem chemicznym oraz do zastosowań specjalnych wymagających odporności na korozję i wysoką temperaturę. wykazują wysoką odporność na pękanie na gorąco, a także odporność na nawęglanie w wysokiej temperaturze (maks. 1200°c). skład chemiczny wg producenta podano w tablicy iii, natomiast właściwości mechaniczne stopiwa w tablicy iv. próby napawania wykonano z zastosowaniem obu spoiw układając napoiny na płytach ze stali, wcl oraz na wkładce formy odlewniczej również wykonanej z tej stali (rys. 3, 4). wyniki analizy składu chemicznego napoin wykonanej na spektrometrze firmy leco przedstawiono w tablicy v. tablica ii. skład chemiczny drutu 6500 wig [5] table ii. chemical composition of 6500 wig wire [5] c si mn cr mo v fe 0,4 0,8-1,2 0,4-0,7 5,0-7,0 1,2-1,8 0,8-1,2 reszta tablica iii. skład chemiczny drutu lnt nicro 60/20 [6] table iii. chemical composition of lnt nicro 60/20 wire [6] c mn fe p s si cu al ti ni cr nb+ta mo maks. min. 0,10 0,50 5,0 0,02 0,015 0,50 0,50 0,40 0,40 58,0 20,0-23,0 3,5 8,0-10,0 tablica iv. właściwości mechaniczne stopiwa lnt nicro 60/20 [6] table iv. mechanical properties of lnt nicro 60/20 weld metal [6] granica plastyczności r0.2, n/mm 2 wytrzymałość na rozciąganie rm, n/mm 2 wydłużenie a5, % udarność iso v, j 20°c -196°c 540 815 38 182 129 tablica v. zawartość pierwiastków stopowych w napoinach table v. alloying elements in padding welds napoina c mn si p s cr ni mo v w cu co nb nicro 60/20 0,1 0,12 0,33 0,03 0,04 19,8 > 42,9 > 1,67 0,17 0,07 0,1 0,11 > 0,77 6500 wig 0,38 0,34 1 0,02 0,004 5,14 0,14 1,21 0,43 0,12 0,34 0,07 fe reszta rys. 3. płyta ze stali wcl do technologii napawania fig. 3. wcl steel plate for surfacing by welding technology rys. 4. wkładka kokili wyjęta z formy przeznaczona do wykonania prób napawania fig. 4. the mould insert for the surfacing by welding tests 47przegląd spawalnictwa 10/2011 zawartości pierwiastków stopowych w napoinie nicro 60/20 są orientacyjne, z uwagi na brak odpowiednio dokładnego wzorca do oznaczania składu chemicznego z takiego materiału. podczas napawania stwierdzono, że stopiwo z drutu nicro 60/20 dobrze zwilża powierzchnię materiału wkładki i na granicy napoiny ze stalą widać strefę przejściową charakterystyczną dla połączenia materiałów różniących się istotnie składem chemicznym (rys. 5). technologia naprawy napawaniem form odlewniczych przy wyborze rodzaju spoiwa należy wziąć pod uwagę przede wszystkim warunki pracy formy odlewniczej. należy przy tym uwzględnić także rodzaj obróbki ubytkowej potrzebnej do ukształtowania napawanej formy. podczas wytwarzania nowej formy stosowana stal jest w stanie miękkim, łatwym do kształtowania wieloma rodzajami obróbki, natomiast przy regeneracji ma się do czynienia z formą w stanie twardym po ulepszaniu cieplnym i wówczas liczba sposobów obróbki ubytkowej możliwych do zastosowania jest mocno ograniczona, zależy bowiam m.in. od stopnia skomplikowania kształtu formy, miejsc położenia napoiny i wymaganej dokładności oraz jakości powierzchni obrabianej. przed napawaniem należy powierzchnie formy odpowiednio przygotować, usuwając uszkodzone miejsca aż do zdrowego materiału. przy głębokich uszkodzeniach materiału formy, dużym zasięgu prac jej napawania i skomplikowanym kształcie formy wymagana jest dobra obrabialność skrawaniem. wówczas właściwym zabiegiem przed regeneracją jest poddanie formy odlewniczej wyżarzaniu zmiękczającemu i zastosowanie zabiegów cieplnych związanych z napawaniem niedopuszczających do utwardzenia napoiny. wiele materiałów spawalniczych stosowanych do napawania pozwala jednak uzyskiwać napoiny o wymaganych właściwościach, jak np. odpowiednią twardości, bezpośrednio po napawaniu bez konieczności dodatkowej obróbki ulepszania cieplnego. jeżeli napoiny nie poddaje się zmiękczeniu do kształtowania formy po napawaniu stosuje się obróbkę elektroerozyjną, która nie ma ograniczeń związanych z twardością materiału. powierzchnie napawane o prostych kształtach, jak np. płaskie powierzchnie przylgowe formy, obrabia się na ogół frezowaniem lub szlifowaniem. w przypadku omawianej formy do odlewania zacisków hamulcowych twardość napoin nicro 60/20 wynosiła ok. 200 hb, natomiast twardość warstwy 6500 wig bezpośrednio po napawaniu wyniosła ok. 52 hrc. zatem powierzchnia ma odpowiednie właściwości użytkowe, a powierzchnie przylegania łatwo poddają się obróbce skrawaniem. do kształtowania formy po napawaniu stosowano dwa rodzaje obróbki ubytkowej – obróbkę elektroerozyjną do gniazda formującego odlew oraz frezowanie do powierzchni podziałowych formy. jeżeli jednak cała kokila (powierzchnie przylgowe i gniazdo formujące) zostaną napawane jednym gatunkiem spoiwa 6500 wig, to po napawaniu wymagane jest wyżarzanie zmiękczające (750÷780°c/2÷4 h), a po obróbce skrawaniem należy przeprowadzić ulepszanie cieplne (hartowanie z 1020÷1050°c w oleju z następnym odpuszczaniem w temp. 500÷550oc do uzyskania twardości 48÷52 hrc. spoiwo lnt nicro 60/20 ma bardzo dobre właściwości technologiczne i łatwo się nim nakłada napoiny, ale z tym związane jest też pewne niebezpieczeństwo wynikające z błędnego przekonania spawaczy o braku potrzeby podgrzewania wstępnego kokili ponieważ w napoinie nie widać pęknięć, oraz że po bezpośrednio po napawaniu brzegów kokila jest na tyle podgrzana, że można od razu przystąpić do dalszego napawania gniazda formującego. jest to mylące, bowiem nieciągłości materiału nie muszą być widoczne lub występować na powierzchni napoiny. jak wykazały badania metalograficzne napoin ze spoiwa 6500 wig (które odpowiada składem chemicznym stali wcl), w niepodgrzanej dostatecznie wkładce formy (rys. 6) i przy braku kontroli temperatury międzyściegowej występują liczne nieciągłości materiału w postaci pęknięć, rys. 5. napoina nicro 60/20 na stali wcl. pow. 500x. trawiono nitalem fig. 5. nicro 60/20 padding weld on the wcl steel. magn. 500x, nital etching rys. 6. napoina 6500 wig na stali wcl. pow. 200x. trawiono nitalem fig. 6. 6500 wig padding weld on the wcl steel. magn. 200x. nital etching 48 przegląd spawalnictwa 10/2011 które nie wychodzą na powierzchnię napoiny. ostre wierzchołki pęknięć mogą w czasie pracy kokili być powodem spiętrzenia naprężeń i uszkodzenia formy, co powoduje konieczność przeprowadzenia przedwczesnego procesu regeneracji elementu. twardość warstwy 6500-wig bezpośrednio po napawaniu wyniosła ok. 52 hrc. zachowanie odpowiednich warunków cieplnych związanych z napawaniem regeneracyjnym kokili pozwoliło na uzyskanie struktury materiału bez takich wad, nawet jeśli proces regeneracji nie przewidywał ponownej obróbki cieplnej po napawaniu właściwej dla stali wcl. zalecenia technologii napawania kokili opracowana technologia dotyczy regeneracji 100% gniazda formującego oraz krawędzi przylegania części kokili. przed regeneracją kokilę należy poddać dokładnemu czyszczeniu mechanicznemu i chemicznemu, a następnie na współrzędnościowej maszynie pomiarowej określić wielkości zużycia na poszczególnych powierzchniach formy. w większości przypadków ubytki materiału kokili wynoszą 0,1÷0,3 mm, a tylko miejscowo występują większe wartości 0,5÷1,0 mm. niewielkie zużycie kokili wymaga napawania warstw o niewielkiej grubości, co znacznie ułatwia proces regeneracji. napawanie należy rozpocząć od zabezpieczenia brzegu formy. do tego celu dobrze nadaje się cienkie spoiwo lnt nicro 60/20 o średnicy 0,8 mm napawane przy małym natężeniu prądu, tak aby nadmiernie nie przetopić krawędzi (np. dla średnicy drutu 0,8 mm, średnicy elektrody wt20 1,6 mm, natężenie prądu wynosiło ok. 40 a). napawanie powierzchni rys. 7. formy odlewnicze o różnym stopniu zużycia z lokalnie napawanymi powierzchniami formującymi spoiwem 6500 wig i powierzchniami przylegania spoiwem nicro 60/20 fig. 7. varying degree of surfaces wear of casting forms with locally 6500 wig surfacing by welding of mould and nicro 60/20 surfacing of contact surfaces dalej położonych od brzegu kokili wygodniej jest wykonać z użyciem grubszego spoiwa, odpowiednio zwiększając przy tym prąd spawania (np. dla drutu 1,6 mm isp przyjąć ok. 90 a). spoiwo lnt nicro 60/20 ma bardzo dobre właściwości technologiczne i łatwo się nim nakłada nakłada napoiny, lecz należy pamiętać o warunkach cieplnych podgrzewania wstępnego kokili. opinia, że po napawaniu powierzchni przylegania kokila jest dostatecznie dogrzana i można przystąpić do napawania gniazda formującego jest błędna. badania metalograficzne wykazały, że pęknięcia często występują wewnątrz napoiny i w badaniach wizualnych mogą pozostać niewykryte (rys. 5). do napawania gniazda zaleca się wybór drutu 6500 wig. napawanie gniazda należy rozpocząć od miejsc o trudnym dostępie bądź trudnych technicznie (żebra, głębokie wnęki, przewężenia), dobierając odpowiednio średnicę drutu. przykłady napawanych kokili o różnym stopniu zużycia pokazano na rysunku 7. podsumowanie zastosowane materiały spawalnicze do napawania pozwalają na stosunkowo szybką i uproszczoną technologicznie regenerację zużytych kokili do zacisków hamulcowych odlewanych ze stopu alsi. przed napawaniem należy starannie przygotować powierzchnie formy odlewniczej. zaleca się bezwzględnie przestrzegać odpowiednich warunków cieplnych związanych z procesem regeneracji celem uniknięcia pęknięć w napoinach. metoda tig dobrze nadaje się do napawania elementów formy odlewniczej. zastosowanie cienkich spoiw o średnicy 0,8÷1,2 mm umożliwia łatwe układanie napoin na krawędziach bez ich nadmiernego przetopu. do napawania większych powierzchni formy odlewniczej zaleca się użyć grubszych spoiw o średnicy 1,2÷2,0 mm. w porównaniu do napawania laserowego proszkami metoda tig jest wielokrotnie bardziej ekonomiczna, a trwałość regenerowanych kokili jest zbliżona. zastosowanie dwóch rodzajów spoiw do napawania różnych części formy odlewniczej wymaga zastosowania obróbki erozyjnej do kształtowania powierzchni formującej kokili, natomiast powierzchnie przylgowe mogą być obrabiane skrawaniem. 49przegląd spawalnictwa 10/2011 literatura [1] białecki m. charakterystyki stali. stale narzędziowe. wyd. śląsk, katowice. [2] dobrzański l.a.: podstawy nauki o materiałach i materiałoznawstwo, gliwice 2002. [3] pilarczyk j. (red). poradnik inżyniera. spawalnictwo. t.1. wnt, warszawa 2003r. [4] pilarczyk j. (red.). poradnik inżyniera. spawalnictwo. t.2. wnt, warszawa 2005r. [5] mag/wig, tig drôty pre navarovanie ocelí pre prácu za tepla – mat. inf. f-my technomat, http://www.technomat.sk/eshop/ action/productdetail/oc/518/product/capilla-4914-mag-wig. xhtml 15-06-2011. [6] the lincoln electric company, nickel-based alloy mig wire and tig cut lengths, lnm nicro 60/20, lnt nicro 60/20.mat. inf. http://content.lincolnelectric.com/pdfs/products/ literature/ c6101.pdf. 15-06-2011. środa, 21.09.2011 przewodniczący: prof. dr hab. inż. jerzy łabanowski, dr inż. hubert drzeniek godzina część autorzy tytuł 900 a dr hab. inż. igor riabcev instytut spawalnictwa, im. e.o. patona, kijów, ukraina структурная наследственность в наплавочных процессах („strukturalna dziedziczność w procesach napawania”) 920 a prof. dr hab. inż. jerzy nowacki zut szczecin mgr inż. artur wypych politechnika poznańska napawanie w regeneracji głowic cylindrowych silników okrętowych 940 a prof. dr hab. inż. andrzej gruszczyk politechnika śląska, gliwice kształtowanie struktury napoin żeliwnych przez podwyższenie ich zdolności go grafityzacji 1000 a dr inż. jerzy niagaj instytut spawalnictwa, gliwice wpływ niobu na właściwości warstw wierzchnich napawanych samoosłonowymi drutami proszkowymi o stopiwie fe-cr-c przerwa na kawę przewodniczący prof. dr hab. inż. andrzej gruszczyk, dr hab. inż. andrzej ambroziak prof. pwr 1040 b dr hab. inż. tadeusz hejwowski prof. pl dr jakub nowak mgr inż. tomasz nastaj politechnika lubelska mikrostruktura i odporność na zużycie powłok napawanych plazmowo stopami na osnowie niklu i kobaltu 1100 b dr inż. jerzy gołąbek welding alloys polska zużycie ścierne w procesie rozdrabniania minerałów 1120 b mgr inż. tomasz mucha, konrad bartkowiak kwb turów zastosowanie napawanych płyt trudnościeralnych w naprawach maszyn podstawowych górnictwa odkrywkowego 1140 podsumowanie i zakończenie konferencji 1210 obiad sesja iv właściwości powłok i międzynarodowa konferencja naukowo-techniczna napawanie – postęp i zastosowania wrocław, 19-21 wrzesień 2011 ps 12 2017 www.pdf 32 przegląd  spawalnictwa vol. 89 12/2017 ocena jakości połączeń spawanych przez analizę   logarytmicznego rozkładu wartości średnich widm   amplitudowych obliczanych metodą okien czasowych quality assesment of welded joints using the logarithmic distribution analysis of amplitude spectrums calculated time window method mgr inż. adam szeleziński, dr inż. adam muc, dr hab. inż. lech murawski– akademia morska w gdyni. autor korespondencyjny/corresponding author: a.szelezinski@wm.am.gdynia.pl streszczenie w systemach ciągłego monitoringu połączeń spawanych konstrukcji cienkościennych, najbardziej obiecującą jest metoda wibrodiagostyczna. najważniejszą jej zaletą jest to, że jest efektywna i stwarza największe możliwości badań w czasie rzeczywistym. w pracy zastosowano metodę pomiarów charakterystyk dynamicznych konstrukcji przy pomocy czujników piezoelektrycznych. w artykule przedstawiono założenia oceny połączeń spawanych z wykorzystaniem analizy logarytmicznego rozkładu wartości średniej widm amplitudowych obliczanych metodą okien czasowych. wykorzystana miara statystyczna w postaci wartości średniej jest propozycją parametru, którego analiza dla danego połączenia spawanego może pozwolić na jednoznaczną ocenę jego jakości. zwrócono uwagę na istotne dla badania elementy, przedstawiono algorytm obliczeniowy oraz przykładowe wyniki z aplikacji proponowanej metody do kilku wybranych płyt spawanych z różnymi rodzajami wad. z przeprowadzonych badań wynika, że analiza rozkładów wartości średnich dla widm amplitudowych obliczonych metodą okien czasowych wskazuje, że różnią się one między sobą w zależności od spawów, wskazując na ich jakość i wady, które są z nimi związane. słowa kluczowe: diagnostyka; połączenia spawane; badania nieniszczące; ndt; shm; drgania; analiza widmowa; okna czasowe; wartość średnia abstract in continuous monitoring systems of welded joints of thinwalled structures, a vibrodiagnostic method is the most promising. its most important advantage is that it is effective and offers the greatest real-time research capabilities. it is used in classic ndt techniques as well as in construction monitoring during operation. this work presents a measurement method of dynamic characteristics of the structure with the use of piezoelectric sensors. the article presents the assumptions concerning the evaluation of welded joints using the analysis of the logarithmic distribution of the amplitude spectrums calculated by the time window method. the statistical measure used in the form of the mean value is a proposed parameter, which analysis for a given welded joint may enable an unambiguous assessment of its quality. attention was paid to the elements important for the study and they included a calculation algorithm and the sample results from the proposed method used for some selected plates with different welds. the work contains the description of the stand to register dynamic characteristics in case of welded joints. the results of the tests show that the analysis of the logarithmic distribution value for amplitude spectrums calculated by the time window method indicates that they differ markedly depending on the welds, indicating their quality and defects which are associated with them. keywords: diagnostics; welded joints; non-destructive testing; ndt; shm; vibration; spectrum analysis; time window; mean value wstęp badania nieniszczące ndt (ang. non–destructive testing) są badaniami, dzięki którym można uzyskać informacje o stanie, właściwościach i ewentualnych wadach obiektu bez ingerowania w jego cechy użytkowe i strukturę. badania te przeprowadzane są między innymi w złączach spawanych, połączeniach klejonych, zgrzewanych, lutowanych, odlewach, elementach wykonanych z materiałów kompozytowych [1,2]. adam szeleziński, adam muc, lech murawski przeglad welding technology review wykorzystywane są one w procedurach oceny niezawodności oraz jakości produktów będących w trakcie procesu technologicznego, gotowych oraz eksploatowanych. badania ndt stosowane są w celu osiągnięcia odpowiednio wysokiego poziomu jakości i bezpieczeństwa. powodem korzystania z badań nieniszczących jest określenie rodzaju, wielkości i miejsca występowania niezgodności w celu doi: http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v89i12 .844 33przegląd  spawalnictwa vol. 89 12/2017 stwierdzenia ich dopuszczenia lub konieczności usunięcia z badanego elementu. istotną cechą badań ndt jest możliwość określenia właściwości oraz uzyskanie opisu fizycznego badanego materiału [3÷5]. czynności kontrolne zapewniające jakość złączy spawanych znajdują miejsce nie tylko w trakcie procesu produkcji, ale także w celu diagnozowania eksploatowanej konstrukcji. mają one na celu uniknięcie niespodziewanych uszkodzeń obiektów technicznych przez wyłączanie z pracy obiektów z uszkodzeniami eksploatacyjnymi powodującymi zagrożenie dla bezpieczeństwa podczas dalszego użytkowania. brak wykonywania eksploatacyjnych badań nieniszczących obiektów technicznych (np. samolotów, statków, urządzeń dźwigowych, mostów itp.) bądź przeprowadzanie ich niezgodnie z procedurami może prowadzić do katastrof i awarii [4,6,7]. nowoczesne systemy monitoringu stanu konstrukcji shm (ang. structural health monitoring) opierają się częściowo na metodach badań nieniszczących, które wykorzystywane są podczas przeprowadzania okresowych inspekcji konstrukcji spawanych w miejscach dużego prawdopodobieństwa wystąpienia wad. główna różnica między shm a ndt wynika z architektury sprzętowej [8]. w systemach shm sieć czujników jest zintegrowana z obiektem, natomiast w przypadku ndt mamy do czynienia z zewnętrzną, niezależną siecią czujników. układy shm działają (diagnozują w czasie rzeczywistym) „on-line” w przeciwieństwie do technik ndt. istotnym elementem systemów shm jest zautomatyzowanie ich działania (np. generowanie raportów, informowanie obsługi o niestandardowych parametrach) w oparciu o techniki sztucznej inteligencji [7,8]. na szybki rozwój i powszechne stosowanie badań ndt w technice ma wpływ dużo czynników. najważniejsze z nich to bezpieczeństwo i ekonomia. w rozwoju badań nieniszczących dominuje tendencja do uzyskania jak największej ilości informacji o stanie jakości badanego elementu w celu wykrywania jeszcze mniejszych wad. rozwój ten dąży także do zwiększenia szybkości wykonywania badań oraz zwiększenia bezpieczeństwa i ograniczenia szkodliwego oddziaływania środków używanych do badań na zdrowie operatorów. rozwój dotyczy zarówno dotychczas używanych metod i ich zastosowań, jak i nowo wprowadzanych. operatorzy badań nieniszczących realizujący je w przemyśle, korzystają z sześciu podstawowych metod badań ndt: wizualnych (vt), penetracyjnych (pt), magnetyczno-proszkowych (mt), radiograficznych (rt), ultradźwiękowych (ut) i prądów wirowych (pt) [1,2]. każda z wymienionych powyżej metod cechuje się pewnymi ograniczeniami, które omówiono w artykule [9]. nowoczesne metody badań ndt np. emisja akustyczna, termografia, wibrotermografia, metody bazujące na czujnikach światłowodowych oraz połączenia tych metod z konwencjonalnymi są wykorzystywane podczas diagnostyki obiektów o szczególnym przeznaczeniu. z reguły wykonywane są przez pracowników ośrodków badawczych lub wyspecjalizowanych i akredytowanych laboratoriów, którzy posiadają specjalistyczną wiedzę oraz niezbędne doświadczenie [11]. autorzy przeprowadzili badania wstępne, których celem było sprawdzenie możliwości wykorzystania wibrodiagnostyki w ocenie połączeń spawanych [5,10÷12]. metoda i warunki pomiaru na potrzeby prowadzonych prac zostało zbudowane stanowisko, które umożliwia wibrodiagnostyczne badanie połączeń spawanych. w skład stanowiska wchodzą: stojak, w którym mogą być montowane płyty (próbki spawalnicze) w sposób poziomy – mocowanie cztero punktowe lub pionowy – mocowanie dwu punktowe, analizator drgań firmy bruel & kjear typu 3050-a-60, dwa akcelerometry 4514-b i młotek modalny (8206-002) z trzema wymiennymi końcówkami, tj. metalową, silikonową i teflonową. badania zostały przeprowadzone na czterech płytach. jedna z nich oznaczona została numerem „0” i była płytą bez połączenia spawanego. trzy kolejne, były płytami spawanymi i oznaczono je następującymi numerami: 2202 – płyta z połączeniem spawanym bez wad w spoinie, 2127 – płyta spawana z wadą typu przyklejenie brzegowe w spoinie i 2132 – płyta spawana z wadą typu pęknięcie o zdefiniowanej długości w spoinie. wszystkie próbki posiadające połączenia spawane przed użyciem ich do pomiarów zostały przebadane metodą radiograficzną (rys. 1). pozwoliło to na ocenę jakości połączeń oraz umożliwiło identyfikację i umiejscowienie niezgodności w płytach. rys. 1. zdjęcie radiograficzne połączenia spawanego – płyta spawana bez wad w spoinie (2202) fig. 1. radiography of welded joint – welded plate without defects in the weld (2202) rys. 2. poglądowy rysunek przedstawiający rozmieszenie akcelerometrów acc1 i acc2 w miejscach uderzeń: f1, f2, f3, oraz miejsca zamocowania płyty w uchwytach stojaka (δ) [10] fig. 2. an overview of acc1 and acc2 accelerometers at the points of impact: f1, f2, f3, and the mounting locations of the plates in the rack holders (δ) [10] w przygotowanym stanowisku badawczym przeprowadzono pomiary drgań generowanych przez płyty. drgania wywołane były przez uderzenie młotkiem modalnym z różnymi końcówkami: metalową, silikonową i teflonową. miejsca uderzeń zostały przedstawione na rysunku 2 za pomocą oznaczeń: f1, f2 i f3. wyniki były odczytane przez akcelerometry acc1 i acc2. metoda okien czasowych  w analizie czasowo-częstotliwościowej metoda okien czasowych umożliwia równoczesną analizę sygnałów w dziedzinie częstotliwości i czasu. możliwość ta jest często wykorzystywana w analizie dynamiki systemów technicznych, a szczególnie elektrycznych lub elektronicznych. znacznie rzadziej wykorzystuje się ją do badania systemów mechanicznych. w metodzie okien czasowych kluczowym elementem, który rzutuje na jakość uzyskanych wyników, jest właściwy dobór typu i szerokości okna czasowego. następnie, dla każdego okna przeprowadzana jest analiza fft (ang. fast fourier transform). f2 acc2 acc1 połączenie spawane zamocowanie f1 f3 34 przegląd  spawalnictwa vol. 89 12/2017 w prowadzonych badaniach wykorzystano metodę okien czasowych do analizy odpowiedzi zarejestrowanymi akcelerometrami, które zostały rozmieszczone na płytach z połączeniami spawanymi. badania zostały przyprowadzone dla okna prostokątnego, dla którego były testowane różne interwały czasowe. okno prostokątne zostało wybranego głównie dlatego, aby w jak najmniejszym stopniu ograniczyć zniekształcenia zarejestrowanych przebiegów odpowiedzi. taka sytuacja ma często miejsce przy bardziej wyszukanych oknach. wówczas, za cenę akceptowanych zmian wprowadzonych od sygnału można przez okno wyeliminować część zakłóceń. przeprowadzone badania testowe miały na celu jak najlepsze uwzględnienie charakterystycznych zmian w widmach, które świadczą o jakości spawów i ewentualnych wadach. ostatecznie jednak dobrano szerokość okna o wartości 10 ms. obliczenia wykonano dla płyty bez spawu i z 3 rodzajami wad w połączeniu spawanym. dla wszystkich płyt zarejestrowano akcelerometrami odpowiedź płyty na sygnał wywołany młotkiem modalnym z końcówką metalową i teflonową. na rysunku 3 przedstawiono przykładowe zestawienie widm amplitudowych uzyskane dla końcówki metalowej i obliczone dla okien czasowych od numeru 1 do 12. natomiast istotną informację diagnostyczną niosą widma o wyższych harmonicznych, których analiza wymaga już dodatkowych przekształceń matematycznych. rozkłady wartości średniej widm  amplitudowych i zastosowanie ich  do oceny połączeń spawanych w celu porównania widm amplitudowych obliczanych dla poszczególnych okien tej samej próbki oraz do oceny nieliniowości wynikającej z powstania spoiny spawanej w płycie, zaproponowano parametr, którym jest wartość średnia. wartość średnia jest miarą statystyki opisowej, którą obliczono na podstawie równania (1). (1) gdzie: |v| – średnia wartość widma amplitudowego prędkości v obliczona dla okna czasowego, fi – częstotliwość i-tej harmonicznej, n – liczba harmonicznych. jak pokazały badania wstępne, analiza jedynie wartości średnich jest niewystarczająca. natomiast istotnej informacji diagnostycznej o jakości połączenia spawanego dostarcza rozkład wartości średniej dla widm uzyskanych z okien czasowych całej odpowiedzi. na rysunku 4 przedstawiono przykładowe widma amplitudowe pochodzące z wybranych okien czasowych i obliczone dla nich wartości średnie. przedstawiony na rysunku 5 rozkład przedstawia zmianę wartości średniej obliczonej dla widma amplitudowego w danym oknie w funkcji numeru okna dla danej płyty spawanej. na prezentowanych charakterystykach widać, że rozkład wartości średniej dla okien obliczonych dla próbki bez spawu (oznaczona: 0) znacząco różni się w stosunku do rozkładu wartości średnich pozostałych próbek ze spawem bez wad w spoinie (2202) lub wadami w spoinie (oznaczone: 2132, 2127). rys.  3.  widma amplitudowe obliczone metodą okien czasowych dla płyty spawanej: a) bez wad w spoinie (2202), b) z wadą typu przeklejenie brzegowe (2127) fig. 3. amplitude spectra calculated by the time window method for a welded plate: a) without defects in the weld (2202), b) with the lack of side fusion (2127) rys. 4. widma amplitudowe wybranych okien z oznaczoną wartością średnią fig. 4. amplitude spectra of selected windows with the average value analiza porównawcza widm amplitudowych obliczonych dla poszczególnych okien uwidacznia nieliniowości struktur uszkodzonych płyt spawanych. nieliniowości te są tym mocniejsze im połączenie spawane jest gorszej jakości, tj. gdy ujawni się w nim wada w spoinie. w prezentowanym przykładzie (rys. 3) sytuacja taka dotyczy płyty spawanej z wadą typu przeklejenie brzegowe. ze wstępnej analizy widm widać również, że najwięcej informacji diagnostycznych niesie pierwszych dziesięć okien czasowych, czyli jest to ok. 100 ms analizowanej odpowiedzi zarejestrowanej akcelerometrem. widma amplitudowe prezentowane na rysunku 3 charakteryzują się podobnym charakter rozkładu, zwłaszcza w odniesieniu do znaczących harmonicznych, i window v window a) b) 35przegląd  spawalnictwa vol. 89 12/2017 jak wynika z rysunku 5, w przypadku płyt spawanych liniowe rozkłady wartości średnich nie wykazują znacznych różnic wizualnych, dlatego przedstawienie ich w skali logarytmicznej pozwala na ich uwypuklenie. różnice te dotyczą szczególnie poziomu wartości średnich i cyklicznej zmiany wartości między lokalnymi maksimami i minimami. na przedstawionych rozkładach z rysunku 6 można już zauważyć, że rozkłady wartości średnich dla płyty spawanej bez wady w spoinie i z wadami charakteryzują się wyraźnie różnymi w tych rozkładach. rys. 5. rozkład wartości średnich widm dla okien w funkcji numeru okna dla badanych płyt, gdzie: 0 – płyta bez połączenia spawanego, 2202 – płyta z połączeniem spawanym bez wady w spoinie, 2132 – płyta z połączeniem spawanym typu pęknięcie w spoinie, 2127 – płyta z połączeniem spawanym typu przeklejenie brzegowe w spoinie fig.  5. distribution of average spectral values for windows as a function of window number for tested boards, where: 0 – plate without welded joint, 2202 – plate with a welded joint without defect in the joint, 2132 – plate with a welded joint with the weld crack, 2127 – plate with a welded joint with the lack of side fusion rys. 6.  logarytmiczny rozkład wartości średnich widm dla okien w funkcji numeru okna dla badanych płyt, gdzie: 0 – płyta bez połączenia spawanego, 2202 – płyta z połączeniem spawanym bez wady w spoinie, 2132 – płyta z połączeniem spawanym typu pęknięcie w spoinie, 2127 – płyta z połączeniem spawanym typu przeklejenie brzegowe w spoinie fig. 6. logarithmic distribution of average spectral values for windows as a function of window number for tested boards, where: 0 – plate without welded joint, 2202 – plate with a welded joint without defect in the joint, 2132 – plate with a welded joint with the weld crack, 2127 – plate with a welded joint with the lack of side fusion numer okna czasowego lo ga ry tm ic zn y  ro zk ła d  w ar to śc i ś re dn ie j w id m a  am pl it ud ow eg o numer okna czasowego w ar to ść  ś re dn ia  w id m a  am pl it ud ow eg o  dl a  da ne go  o kn a literatura [1] czuchryj j.: badanie złączy spawanych wg. norm europejskich. systematyka i przyczyny postania wad w złączach spawanych, biuro gamma, warszawa, 2003. [2] lewicka-romicka a.: badania nieniszczące. podstawy defektoskopii, wydawnictwo naukowo – techniczne, warszawa, 2001. [3] dudzik s.: wyznaczenie głębokości defektów materiałowych z zastosowaniem aktywnej termografii dynamicznej i sztucznych sieci neuronowych, wydawnictwo politechniki częstochowskiej, częstochowa, 2013. [4] krajewski a., hudycz m.: zapewnienie jakości i kontrola złączy spajanych, oficyna wydawnicza politechniki warszawskiej, warszawa, 2015. [5] szeleziński a., muc a. , murawski l.: quality assesment of welded joints using the mean value distribution of amplitude spectrums calculated by the time window metod, journal of kones powertrain and transport, vol. 24, no 2, european science society of powertrain and transport publication, warsaw, 2017, pp. 262-270. [6] bień j.: uszkodzenia i diagnostyka obiektów mostowych, wydawnictwo komunikacji łączności, warszawa, 2010. [7] opoka s., murawski l., wandowski t., malinowski p., ostachowicz w.: static – strain level change together with detection of transient signal as damage indicator for truss and fame structures, strain, vol. 49 issue 4, august, 2013, pp. 287-270. wnioski  informacje diagnostyczne uzyskane w wyniku analizy rozkładu wartości średnich widm obliczonych dla okien czasowych dla danej płyty z połączeniem spawanym, umożliwia wnioskowanie o stanie i jakości spoiny. analiza takich charakterystyk stwarza możliwość zastosowania ich do detekcji uszkodzeń w spawach w systemach do automatycznego monitoringu konstrukcji typu shm. wykorzystanie do oceny połączeń spawanych metody okien czasowych pozwoliło analizować odpowiedzi z akcelerometrów zarówno w dziedzinie czasu, jak i częstotliwości. wszelkie różnice charakterystyk częstotliwościowych w poszczególnych oknach czasowych świadczą o nieliniowości układu, a więc i o dodatkowej dyssypacji energii drgań świadczącej o niespójności konstrukcji. dodatkowa dyssypacja natomiast wskazuje na niedoskonałość połączenia spawanego. proponowana metoda oceny połączeń spawanych wymaga dalszych badań na większej licznie próbek z różnymi wadami spoiny spawanej. [8] murawski l., ostachowicz w., opoka s., mieloszyk m., majewska k.: practical application of monitoring system based on optical sensors for marine constructions, key engineering materials, vol. 518, pp. 261-270, 2012. [9] szeleziński a., gesella g., murawski l.: przegląd metod diagnostyki i monitoringu połączeń spawanych w konstrukcjach transportu morskiego, logistyka, 3/2015 s. 4693-4702. [10] szeleziński a., murawski l., muc a., gesella g.: wybór końcówki młotka modalnego i miejsca uderzenia w badaniach metodą drganiową płyt spawanych, zeszyty naukowe akademii morskiej w gdyni, nr 96, 2016, s. 179 -191. [11] szeleziński a., murawski l., muc a.: analysis of ability to detect defects in welding structures with usage of dynamic characteristics spectrums, journal of kones powertrain and transport, vol. 23, no 2, european science society of powertrain and transport publication, warsaw, 2016, pp. 365-372. [12] szeleziński a., muc a., murawski l.: analysis concerning changes of structure damping in welded joints diagnostics, journal of kones powertrain and transport, vol. 24, no 4, european science society of powertrain and transport publication, warsaw, 2017, pp. 313-320. ps 5 2017 www 1 65przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 porównanie wymagań norm pn-m-69770   oraz pn-en iso 17636-1 a comparison of the requirements of standards pn-m-69770 and pn-en iso 17636-1 mgr inż. konrad ogonowski – laboratorium badań nieniszczących „ar” w szczecinie; mgr inż. małgorzata ogonowska  – akademia morska w szczecinie. autor korespondencyjny/corresponding author: kogon@wp.pl streszczenie w lipcu 2002 r. została wycofana, używana od 1961 roku norma pn-m-69770, dotychczas obowiązująca przy badaniach złączy spawanych. ponad rok wcześniej, w kwietniu 2001 roku wprowadzono w polsce do użycia pn-en 1435 dotyczącą techniki badań radiograficznych złączy spawanych (została ona zastąpiona w 2013 przez pn-en iso 17636-1). jednak pomimo upływu piętnastu lat przepisy obowiązujące „za starych czasów” nadal są używane przy kontroli radiograficznej spoin konstrukcji wykonywanych obecnie oraz przy badaniach eksploatacyjnych. w artykule porównano zakresy stosowania obu przepisów w celu zbadania możliwości zastąpienia pn-m-69770 normą pn-en-iso 17636-1. porównanie ograniczono do promieniowania x uzyskanego z lamp rentgenowskich o napięciu do 400 kv. słowa kluczowe: badania nieniszczące; radiografia; pn-m-69770; pn-en iso 17636-1 abstract in july 2002, after using since 1961 to research of welded connection, standard pn-m-69770 was withdrawn. more than year before this date, in april 2001, made to use in poland standard pn-en 1435 on technique of radiographic research of welded connection (it was replaced in 2013 by pn-en iso 17636-1). however, despite the passage of fifteen years, the rules in force in “the old days” are still used during radiographic control of welded structures made now and during tests in-service. in the article were compared scopes of the two provisions in order to explore the possibility of replacing standard pn-m-69770 by standard pn-en-iso 17636-1. a comparison limited to radiation x obtained from x-ray tubes with a voltage to the 400 kv. keywords: non-destructive testing; radiography; pn-m-69770; pn-en iso 17636-1  wstęp w 1924 r. na podstawie uchwały podjętej na posiedzeniu komitetu technicznego dla normalizacji wyrobów przemysłowych oraz ich dostawy powstaje polski komitet normalizacyjny (pkn), a polska norma (pn) jest uznana za oficjalny dokument do dobrowolnego stosowania. w 1949 r. ustawa o polskim komitecie normalizacyjnym wprowadza normy jako dokumenty do obowiązkowego stosowania. w 1993 r. polski komitet normalizacyjny (pkn) jest reaktywowany na mocy przepisów ustawy o normalizacji z dnia 3 kwietnia 1993 r. ustawa wprowadza dobrowolny system normalizacyjny zgodny z systemem europejskim. polskie normy ponownie zyskują status dokumentów do dobrowolnego stosowania [1]. jako dokumentacja dobrowolnie stosowana normy stanowią w tym podejściu odzwierciedlenie aktualnego stany wiedzy technicznej. wraz z rozwojem techniki i poziomu wiedzy zmianie ulegają stosowane standardy, czego następstwem jest stworzenie nowych i wycofaniem dotychkonrad ogonowski, małgorzata ogonowska przeglad welding technology review czas stosowanych przepisów. należy podkreślić fakt, że norma wycofana pozostaje w dalszym ciągu normą „zgodną” i nie ma formalnego zakazu postępowania zgodnie z normą wycofaną, której rozwiązania nie są błędne. podmioty realizujące projekt określają który ze standardów chcą stosować – co jest w pełni zgodne z zasadą dobrowolnego stosowania dokumentów. w lipcu 2002 r. została wycofana, używana od 1961 roku norma pn-m-69770, dotychczas obowiązująca przy badaniach złączy spawanych. ponad rok wcześniej, w kwietniu 2001 roku wprowadzono w polsce do użycia pn-en 1435 dotyczącą techniki badań radiograficznych złączy spawanych (została ona zastąpiona w 2013 przez pn-en iso 17636-1). jednak pomimo upływu piętnastu lat przepisy obowiązujące „za starych czasów” nadal są używane przy kontroli radiograficznej spoin konstrukcji wykonywanych obecnie oraz przy badaniach eksploatacyjnych. 66 przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 w artykule porównano zakresy stosowania obu przepisów w celu zbadania możliwości zastąpienia pn-m-69770 normą pn-en-iso 17636-1. porównanie ograniczono do promieniowania x uzyskanego z lamp rentgenowskich o napięciu do 400 kv. zakres norm zakres stosowania normy pn-m-69770 ograniczono do grubości ścianek do 100 mm stali i powszechnie w polsce używanych źródeł promieniowania: promieniowanie aparatów rentgenowskich do 400 kv oraz źródeł promieniowania gamma ir 192, cs 137 i co 60 [2]. pn-en iso17636-1 przewiduje badania różnych metali (miedź, stal, aluminium, tytan i ich stopy), stali do grubości 150 mm, promieniowaniem x uzyskanym w aparatach rentgenowskich do 1000 kv oraz izotopami yb 169, tm 170, se 75, ir 192 i co 60. ponadto przepisy przewidują użycie źródeł promieniowania x o energii od 1 mev do ponad 12 mev [3]. klasyfikacja metod badań pn-m-69770 dzieli metody badań na dwa główne rodzaje: badania przez jedną ściankę i badania przez dwie ścianki. każda z tych metod jest podzielona na kilka odmian. pierwszą metodę podzielono na: – metodę podstawową – badanie spoiny prostej, obustronnie dostępnej; – metodę zewnętrzną – badanie spoiny zakrzywionej, obustronnie dostępnej; – metodę centryczną – badanie spoiny obwodowej, obustronnie dostępnej, źródło promieniowania umieszczone w środku krzywizny spoiny; – metodę ekscentryczną – badanie spoiny obwodowej, obustronnie dostępnej, źródło promieniowania umieszczone wewnątrz badanego przedmiotu w płaszczyźnie przechodzącej przez obwód spoiny o odległości optymalnej od błony. z kolei druga metoda podzielona jest na: – metodę podstawową przesłoniętą – badanie spoiny prostej niedostępnej od strony wewnętrznej; – metodę obwodową – badanie spoiny obwodowej, niedostępnej od strony wewnętrznej, źródło promieniowania umieszczone na obwodzie spoiny lub w niewielkiej od niej odległości; – metoda półeliptyczna – badanie spoiny obwodowej, niedo stępnej od strony wewnętrznej, źródło promieniowania znacznie oddalone od spoiny i nieco przesunięte względem płaszczyzny spoiny przechodzącej przez obwód, błona przylega do spoiny; – metoda eliptyczna – badanie spoiny obwodowej o małej średnicy, źródło promieniowania znacznie oddalone od spoiny i przesunięte względem płaszczyzny spoiny, badanie dotyczy odcinka spoiny przyległego do błony oraz od strony źródła promieniowania. w pn-en iso 17636-1 zawarte są wszystkie wymienione metody (układy) badań, a także dodatkowo układy do badań spoin króćców czy spoin pachwinowych. porównanie tych metod zawarte jest w tablicy i. w pn-m-69770 poza przedstawieniem metod badań nie podano szczegółowych wymagań dotyczących poszczególnych technik prześwietlania. i tak: – nie podano zakresu stosowania techniki eliptycznej (zakresu średnic i grubości ścianek rur, ilości ekspozycji); – nie jest uwzględniona technika prześwietlania prostopadłego (rysunek 12 normy pn-en iso 17636-1); – brak jest wymagania oznaczania wskaźnika jakości obrazu literą „f” w przypadku umieszczenia go od strony błony w przypadku technik dwuściennych; – nie określono minimalnej liczby radiogramów, koniecznych do wykonania badania złączy obwodowych (załącznik a normy pn-en iso 17636-1). błony i okładki wzmacniające w pn-m-69770 podzielono błony radiograficzne, w zależności od czułości, kontrastowości i ziarnistości, na typy oznaczone rzymskimi liczbami od i do iv (tablica 1). błony niższego typu mają małą czułość i bardzo dużą kontrastowość a wyższego typu – bardzo dużą czułość i bardzo małą kontrastowość. dodatkowo w tablicy na stronie 8 (tablica ta nie ma swojego numeru) podano klasyfikację błon wybranych producentów w zależności od typu błony. i tak odpowiednikiem błony typu i jest między innymi błona structurix d4 firmy agfa, co odpowiada błonie klasy c3 wg pn-en iso 116991, zaś błonom typu ii odpowiadają błony d5 (c4) i d7 (c5). i właśnie te typy błon zalecane są do stosowania w pn-en iso 17636-1. w pn-m-69770 określono maksymalną gęstość optyczną zadymienia dla błon typu i i ii na poziomie 0,2 i jest to mniej niż w pn-en iso 17636-1, wg której gęstość zadymienia może wynosić maksymalnie 0,3. w tablicy 2 pn-m-69770 podano zalecane grubości ołowianych okładek wzmacniających w zależności od źródła promieniowania. wynika z niej, że najczęściej stosowane (zgodne z pn-en iso 17636-1) okładki przednie o grubości 0,05 mm oraz okładki tylne 0,1 mm spełniają wymagania dla promieniowania o napięciu do 250 kv, dla źródeł silniejszych należy stosować okładki grubsze. pakowane fabrycznie błony gotowe do użycia z okładkami przednią i tylną o grubości 0,027 mm wg pn-m-69770 nie mogą być używane ze względu na minimalną grubość okładki tylnej. porównanie grubości ołowianych okładek wzmacniających przedstawiono w tablicy ii. jakość obrazu radiograficznego pn-m-69770 dzieli radiogramy wg jakości obrazu radiograficznego na klasy: 1 – klasa podwyższonej wykrywalności, 2 – klasa normalnej wykrywalności, 3 – klasa obniżonej wykrywalności. o zakwalifikowaniu radiogramu do określonej klasy jakości obrazu radiograficznego decydują widoczne na nim elementy wskaźnika jakości obrazu o wymiarach podanych w tabeli 3, 4, 5 lub 6 normy, w zależności od rodzaju wskaźnika, miejsca jego umieszczenia oraz grubości materiału spawanego. w pn-en iso 17636-1 rozróżnia się dwie klasy technik radiograficznych: – klasa a: techniki podstawowe, – klasa b: techniki ulepszone. o zakwalifikowaniu radiogramu do poszczególnych klas decydują między innymi: widoczne elementy wskaźnika jakości obrazu, zastosowany system błon i okładek, odległość źródła od obiektu, maksymalny obszar pojedynczego naświetlenia, gęstość optyczna radiogramu. porównując techniki wykonania radiogramu wg obu norm wzięto pod uwagę średnicę widocznych wskaźników jakości obrazu typu pręcikowego, tablica iii i tablica iv. 67przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 tablica i. porównanie układów badań norm pn-m-697700 i pn-en iso 17636-1 table i. a comparison of the systems research standards pn-m-697700 i pn-en iso 17636-1 lp. pn-m-69770 pn-en iso 17636-1 nr   rysunku rysunek nr   rysunku rysunek 1 1a 1 2 1b 2 3 1c 5 4 1d 8 5 2a 15 6 2b 14 7 2c 13 8 2d 11 68 przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 tablica iii. porównanie wskaźników jakości obrazu przy prześwietlaniu przez jedną ściankę i wskaźniku iqi od strony źródła table iii. a comparison of the indicators of image quality in the radiograph by one wall and indicator iqi from the source side tablica ii. porównanie grubości okładek wzmacniających table ii. a comparison of thickness of reinforcement covers lp. napięcie źródła  promieniowania x grubość okładki wzmacniającej   wg pn-m-69770 grubość okładki wzmacniającej   wg pn-en iso 17636-1 przednia tylna przednia tylna 1 ≤ 100 kv 0,02÷0,05 mm ≥ 0,10 mm ≤ 0,03a ≤ 0,03a 2 > 100 kv do 120 kv 0,02÷0,05 mm ≥ 0,10 mm ≤ 0,15 ≤ 0,15 3 > 120 kv do 150 kv 0,02÷0,15 mm ≥ 0,10 mm ≤ 0,15 ≤ 0,15 4 > 150 kv do 250 kv 0,02÷0,15 mm ≥ 0,10 mm 0,02÷0,15 mm 0,02÷0,15 mm 5 > 250 kv do 400 kv 0,10÷0,15 mm ≥ 0,15 mm 0,02÷0,20 mm 0,02÷0,20 mm a lub bez okładek klasa i wg pn-m-69770 oraz klasa b wg pn-en iso 17636-1 klasa ii wg pn-m-69770 oraz klasa a wg pn-en iso 17636-1 grubość  prześwietlana  mm wg pn-m-69770 wg pn-en iso 17636-1 grubość  prześwietlana  mm wg pn-m-69770 wg pn-en iso 176361 powyżej do średnica  pręcika  mm wielkość iqi średnica  pręcika  mm wielkość  iqi powyżej do średnica  pręcika  mm wielkość  iqi średnica  pręcika  mm wielkość  iqi 1,5 0,100 w16 0,050 w19 1,2 0,125 w14 0,063 w18 1,5 2,5 0,100 w16 0,063 w18 1,2 2 0,125 w14 0,063 w18 2,5 4 0,100 w16 0,080 w17 2 3,5 0,125 w14 0,100 w16 4 6 0,125 w15 0,100 w16 3,5 4 0,125 w14 0,125 w15 6 8 0,125 w15 0,125 w15 4 5 0,20 w13 0,125 w15 8 11 0,125 w14 0,125 w14 5 7 0,20 w13 0,125 w14 11 12 0,20 w13 0,125 w14 7 8 0,20 w13 0,20 w13 12 16 0,20 w13 0,20 w13 8 10 0,25 w12 0,20 w13 16 20 0,25 w12 0,20 w13 10 11 0,25 w12 0,25 w12 20 25 0,25 w12 0,25 w12 11 15 0,32 w11 0,25 w12 25 30 0,32 w11 0,25 w12 15 16 0,32 w11 0,32 w11 30 32 0,32 w11 0,32 w11 16 25 0,40 w10 0,32 w11 32 35 0,40 w10 0,32 w11 25 32 0,50 w9 0,40 w10 35 40 0,40 w10 0,40 w10 32 40 0,63 w8 0,50 w9 40 45 0,50 w9 0,40 w10 40 55 0,80 w7 0,63 w8 45 50 0,50 w9 0,50 w9 55 60 0,80 w7 0,80 w7 50 65 0,63 w8 0,50 w9 60 80 1,00 w6 0,80 w7 65 80 0,63 w8 0,63 w8 80 85 1,25 w5 0,80 w7 80 100 0,80 w7 0,63 w8 85 100 1,25 w5 1,00 w6 69przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 tablica iv. porównanie wskaźników jakości obrazu przy prześwietlaniu przez dwie ścianki i wskaźniku iqi od strony błony table iv. a comparison of the indicators of image quality in the radiograph by two walls and indicator iqi from the membrane side klasa i wg pn-m-69770 oraz klasa b wg pn-en iso 17636-1 klasa ii wg pn-m-69770 oraz klasa a wg pn-en iso 17636-1 grubość  prześwietlana  mm wg pn-m-69770 wg pn-en iso 17636-1 grubość  prześwietlana  mm wg pn-m-69770 wg pn-en iso 17636-1 powyżej do średnica  pręcika  mm wielkość  iqi średnica  pręcika  mm wielkość iqi powyżej do średnica  pręcika  mm wielkość  iqi średnica  pręcika  mm wielkość  iqi 1,5 0,100 w16 0,050 w19 1,2 0,125 w14 0,063 w18 1,5 2,5 0,100 w16 0,063 w18 1,2 2 0,125 w14 0,080 w17 2,5 4 0,100 w16 0,080 w17 2 3,5 0,125 w14 0,100 w16 4 6 0,125 w15 0,100 w16 3,5 4 0,125 w14 0,125 w15 6 8 0,125 w15 0,125 w15 4 5 0,20 w13 0,125 w15 8 11 0,125 w14 0,125 w15 5 8 0,20 w13 0,125 w14 11 12 0,20 w13 0,125 w15 8 10 0,20 w13 0,125 w14 12 18 0,20 w13 0,16 w14 10 11 0,25 w12 0,20 w13 18 20 0,20 w13 0,20 w13 11 15 0,32 w11 0,20 w13 20 29 0,25 w12 0,20 w13 15 20 0,32 w11 0,25 w12 29 30 0,32 w11 0,20 w13 20 22 0,40 w10 0,25 w12 30 36 0,32 w11 0,25 w12 22 36 0,50 w9 0,32 w11 36 45 0,40 w10 0,25 w12 36 38 0,63 w8 0,32 w11 45 55 0,50 w9 0,32 w11 38 48 0,63 w8 0,40 w10 55 65 0,50 w9 0,40 w10 48 50 0,63 w8 0,50 w9 65 70 0,63 w8 0,40 w10 50 60 0,80 w7 0,50 w9 70 100 0,63 w8 0,50 w9 60 70 0,80 w7 0,63 w8 70 85 1,00 w6 0,63 w8 85 100 1,00 w6 0,80 w7 wynika z tego, że klasie 1 obrazu radiograficznego odpowiada technika b, zaś klasie 2 – technika a, ponieważ wymagania co do widoczności odpowiednich pręcików w normie pn-en iso 17636-1 są ostrzejsze dla określonych grubości prześwietlanych blach. dobór źródła promieniowania  oraz warunków geometrycznych norma pn-m-69770 określa dobór maksymalnego napięcia na lampie rentgenowskiej oraz minimalną odległość źródło–obiekt w zależności od grubości badanego elementu, rozmiaru źródła, typu błon i okładek wzmacniających, niezależnie od klasy jakości obrazu radiograficznego. zaś w pn-en iso 17636-1 parametry ekspozycji (napięcie i odległość źródło–obiekt) nie są bezpośrednio uzależnione od klasy systemu błon okładek wzmacniających. jednak analizując wykresy i nomogramy dotyczące dobierania wyżej wymienionych parametrów w obu normach, można zaobserwować, że pn-m-69770 zaleca stosowanie niższych napięć dla błon klasy c3 oraz wyższych dla błon c4, c5, rysunek 1 i większych odległości niż pn-en iso 17636-1 (w klasie b), rysunek 2. 70 przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 literatura [1] historia pkn w pigułce. najważniejsze wydarzenia w historii polskiego komitetu normalizacyjnego. http://www.pkn.pl/historia-pkn-w-pigulce-0 [2] pn-m-69770:1972 radiografia przemysłowa – radiogramy spoin czołowych w złączach doczołowych ze stali – wymagania jakościowe i wytyczne wykonania. wnioski stosując normę pn-en iso 17636-1 w zastępstwie pn-m-69770 należy wziąć pod uwagę następujące rzeczy: – obydwie normy zalecają podobne układy badań; – obydwie normy dopuszczają stosowanie powszechnych na rynku ołowianych okładek wzmacniających, o grubości ołowiu 0,05 i 0,1 mm oraz pakowane fabrycznie błony gotowe do użycia z okładkami 0,027 mm; – norma pn-en iso 17636-1 stawia ostrzejsze wymagania co do widoczności odpowiedniego pręcika wzorca iqi; – minimalne odległości źródło–obiekt są na ogół większe dla pn-m-69770; – norma pn-m-69770 dla błon klasy c4 i c5 wymaga stosowania niższych napięć niż pn-en iso 17636-1; – zakres zaczernienia radiogramów wg obydwu norm pokrywa się. rys. 1.  porównanie maksymalnych napięć w zależności od prześwietlanej grubości. oznaczenia: i, ii – maksymalne napięcia dla błon, odpowiednio typu i i ii wg pn-m-69770, iii – maksymalne napięcie wg pn-en iso 17636-1 fig. 1. a comparison of maximum voltages depending on the overexposed thickness. markings: i, ii maximum voltages for membranes, respectively type i and ii according to pn-m-69770, iii maximum voltage according to pn-en iso 17636-1 rys. 2.  porównanie minimalnej odległości ogniskowej w zależności od prześwietlanej grubości. oznaczenia: a, b – minimalna odległość ogniskowa dla klas, odpowiednio a i b wg pn-en iso 17636-1, c – minimalna odległość ogniskowa wg pn-m-69770 fig. 2. a comparison of minimum focal distance depending on the radiographed thickness. symbols: a,b – minimum focal distance for class, respectively a and b according with pn-en iso 17636-1, c – minimum focal distance according with pn-m-69770 grubość stali [mm] n ap ię ci e  źr ód ła  p ro m ie ni ow an ia  [k v ] o dl eg ło ść  o gn is ko w a  [m m ] grubość stali [mm] dobór warunków ekspozycji  wymagana gęstość optyczna radiogramu wg pn-m69770 zależy od typu błony i okładek wzmacniających. dla błon klasy i i ii powinna zawierać się w zakresie od 2,0 do 3,0, jednak w przypadku zastosowania do przeglądania radiogramów negatoskopu pozwalającego na uzyskaniu na powierzchni radiogramu luminancji nie mniejszej niż 10 cd/m2, dopuszcza się gęstości optyczne powyżej 3,0. brak jednak informacji o maksymalnym dopuszczalnym zaczernieniu ocenianego radiogramu. warunki geometryczne ekspozycji powinny być tak dobrane, by zaczernienia w całym obszarze mieściły się w podanym zakresie. norma pn-en iso 17636-1 określa minimalne zaczernienie radiogramu w obszarze ocenianym w zależności od klasy badania: 2,0 dla klasy a lub 2,3 dla klasy b. maksymalne zaczernienie jest ograniczone możliwościami będącego do dyspozycji negatoskopu. norma pn-m-69770 zaleca stosowanie minimalnej ekspozycji, która dla błon typu i wynosi 30 a dla błon typu ii – 20, czego w pn-en iso 17636-1 nie ma. [3] pn-en iso 17636-1:2013-06 badania nieniszczące spoin – badanie radiograficzne – część 1: techniki promieniowania x i gamma z błoną. ps 001 2016 www.pdf 72 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 diagnozowanie rurociągów diagnosing of pipelines prof. dr hab. inż. piotr bielawski – akademia morska w szczecinie. autor korespondencyjny/corresponding author: p.bielawski@am.szczecin.pl streszczenie przedstawiono filozofię budowania relacji diagnostycznych w oparciu o potencjał eksploatacyjny węzłów zespołów funkcjonalnych. przedstawiono odcinek rurociągu jako węzeł hydrodynamiczny. wymieniono miary potencjału eksploatacyjnego odcinka rurociągu. opisano relacje potencjał eksploatacyjny odcinka rurociągu – spadek ciśnienia na odcinku rurociągu i relacje spadek ciśnienia na przeszkodzie w rurociągu emisja akustyczna w otoczeniu przeszkody w rurociągu. słowa kluczowe: potencjał eksploatacyjny; węzeł hydrodynamiczny; odcinek rurociągu; spadek ciśnienia; emisja akustyczna abstract the philosophy of building diagnostic relationships based on the were margin of functional units nodes is presented. a pipeline section is presented as a hydrodynamic node. the measure of wear margin of pipeline section has been listed. the relationships wear margin of pipeline section – loss of pressure along the pipeline section and relationships loss of pressure in obstacle in the pipeline acoustic emission around the obstacle in the pipeline has been described. keywords:  wear margin; hydrodynamic node; pipeline section; loss of pressure; acoustic emission wstęp rurociągi generalnie służą do transportu płynów i cechują się między innymi określoną wydajnością, określonymi stratami energii i określoną szczelnością. rurociągi można traktować jako obiekty budowlane lub obiekty wchodzące w skład systemów produkcyjnych. w przypadku rurociągu jako obiektu systemu produkcyjnego wymaga się aby rurociąg posiadał odpowiedni potencjał eksploatacyjny wynikający z pożądanej jakości systemu produkcyjnego. rurociąg można traktować również jako zespól funkcjonalny złożonego systemu: maszyny, agregatu, systemu napędowego itp. potencjał eksploatacyjny rurociągu jest wielkością złożoną i bezpośrednio niemierzalną. wartość potencjału można ustalić poprzez diagnozowanie, na które składają się badania diagnostyczne (pomiary odpowiednich miar symptomów) i wnioskowanie diagnostyczne. obydwa etapy wymagają znajomości relacji diagnostycznych. miary i symptomy potencjału   eksploatacyjnego zespołów funkcjonalnych  obiektów systemu produkcyjnego przyjmując, że przedsiębiorstwo samo określa pożądane wartości cech przedsiębiorstwa, to cechy jakości obiektu systemu produkcyjnego i wartości miar tych cech powinny wynikać z dekompozycji cech i pożądanych wartości miar piotr bielawski cech systemu produkcyjnego [1,2]. obiekty systemu produkcyjnego są wyrobami innych systemów produkcyjnych. cykl życia wyrobu – obiektu systemu produkcyjnego w społecznej gospodarce rynkowej składa się z fazy projektowania, wytwarzania, eksploatacji i likwidacji. rzeczywiste cechy i wartości miar cech obiektu określane są w fazie rozwoju (projektowania) obiektu jako wyrobu, a pożądane wartości miar cech maszyny powinny wynikać z pożądanych cech jakości przedsiębiorstwa. projektowanie obiektu polega na wykonaniu specyfikacji obiektu w formie dokumentacji konstrukcyjnej i wykonawczej. specyfikacja określa: – przedziały wartości miar cech opisujących obciążenie obiektu (moment obrotowy, prędkość obrotowa), – pożądane przedziały wartości miar cech materiału konstrukcyjnego elementów obiektu, – pożądane przedziały wartości miar cech elementów obiektu (makrostruktury, kształtu i wymiarów elementów), – pożądane przedziały wartości miar cech zespołów i elementów wbudowanych obiektu (np. luz, napięcie wstępne śrub, wcisk, szczelność, niewyważenie itp.), – pożądane przedziały wartości miar cech płynów eksploatacyjnych (np. lepkość oleju). zakłada się, że jeżeli wszystkie wymienione miary będą miały wartości z pożądanego odpowiedniego przedziału, to obiekt jako całość otrzyma pożądane cechy o wartościach mieszczących się w pożądanym zakresie. przeglad welding technology review 73przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 wartości cech nadane podczas wytwarzania obiektu ulegają zmianie w wyniku zużywania podczas użytkowania obiektu. w obiektach objętych dozorem technicznym dokonuje się identyfikacji istotnych i charakterystycznych dla danego obiektu efektów zużycia [3]. przykładowo identyfikuje się przecieki [4] i skazy powierzchni wewnętrznych [5]. skutki zużywania ujęte są w cechach opisujących system produkcyjny. takie cechy nie występują w sposób bezpośredni w specyfikacji obiektu. nie wszystkie cechy obiektu ulegają zmianie. z tego względu wygodne jest posługiwanie się pojęciem „potencjał eksploatacyjny obiektu”. potencjał eksploatacyjny obiektu można określić jako zbiór miar cech obiektu, których wartości: – są wynikiem wytwarzania obiektu, – zmniejszają się na skutek zużywania podczas użytkowania, – mogą być przywrócone podczas remontu lub obsługiwania. problemem przy posługiwaniu się potencjałem eksploatacyjnym maszyny jest to, że: – w specyfikacji maszyny brak jest on-line mierzalnych cech bezpośrednio opisujących potencjał eksploatacyjny obiektu; – liczba cech koniecznych do opisania potencjału obiektu jest duża. ze względu na dużą liczbę cech koniecznych do opisania potencjału pożądane jest wyznaczanie „miar zastępczych” – miar dających się wyznaczyć na podstawie wartości miar cech elementów wbudowanych, płynów eksploatacyjnych, obciążenia i ruchu względnego. rozwiązaniem problemu może być posługiwanie się pojęciem „potencjału eksploatacyjnego zespołu funkcjonalnego obiektu”, a uzasadnieniem to, że: – potencjał eksploatacyjny obiektu jest wypadkową potencjału eksploatacyjnego jego zespołów funkcjonalnych, – istnienie w obiekcie zespołów funkcjonalnych realizujących określone funkcje cząstkowe oznacza, że szybkość degradacji potencjałów eksploatacyjnych poszczególnych zespołów funkcjonalnych może być różna i może wymagać oddzielnego działania sanacyjnego, – łączenie obiektów w agregaty odbywa się przez łączenie elementów wybranych zespołów funkcjonalnych. powstają „nowe” zespoły funkcjonalne nie ujęte w specyfikacji obiektu. warunkiem koniecznym posługiwania się potencjałem eksploatacyjnym zespołów funkcjonalnych jest dekompozycja pożądanych wartości miar cech obiektu na pożądane wartości miar potencjału zespołów funkcjonalnych. bezpośredni pomiar wartości miar potencjału eksploatacyjnego pracujących zespołów funkcjonalnych z reguły nie jest możliwy. konieczny jest pomiar pośredni z wykorzystaniem sygnałów emitowanych przez elementy zespołu funkcjonalnego. elementy zespołu funkcjonalnego tworzą tzw. „węzły”. zespół funkcjonalny można przedstawić jako sumę węzłów z tym, że jeden i ten sam element zespołu funkcjonalnego może wchodzić w skład kilku węzłów. w najprostszym przypadku zespół funkcjonalny może być jednym węzłem. wyróżnić można trzy podstawowe modele węzłów zespołów funkcjonalnych: – dwa ciała stałe tworzące kanał rozdzielone są płynem. na płyn działa obciążenie hydrodynamiczne, które wymusza i determinuje ruch płynu względem ciał stałych: powstaje węzeł hydrodynamiczny; – dwa ciała stałe rozdzielone są płynem, w którym zachodzą zjawiska znane z mechaniki płynów (hydrodynamiki, aerodynamiki, reologii). na jedno z ciał, oprócz obciążenia mechanicznego, działać może obciążenie magnetyczne, elektryczne lub cieplne. obciążenie mechaniczne wymusza i determinuje ruch względny ciał stałych. taki węzeł nazywany jest również węzłem tribologicznym; – dwa płyny rozdzielone są ciałem stałym. na płyny oprócz obciążenia hydrodynamicznego działać może obciążenie cieplne, elektryczne lub magnetyczne. pod wpływem działających obciążeń odbywa się ruch względny płynów i / lub ruch względny płyn – ciało stałe. jeżeli dominującym obciążeniem jest obciążenie cieplne to taki węzeł nazywany jest węzłem cieplnym. w literaturze tematu można znaleźć modele szczegółowe powyższych modeli podstawowych – modele uwzględniające kształt ciał stałych i właściwości fizykochemiczne płynów. w fizyczno-matematycznym opisie modeli szczegółowych stosuje się wielowymiarowe i /lub bezwymiarowe (liczby podobieństwa / liczby kryterialne) współczynniki proporcjonalności. ponieważ współczynniki proporcjonalności są generalnie ilorazem wartości miar wybranych miar cech elementów wbudowanych, płynów eksploatacyjnych, obciążenia i ruchu względnego to można je uznać za zastępcze miary potencjału eksploatacyjnego danego węzła funkcjonalnego (przykładowo dwa węzły funkcjonalne o takiej samej danej liczbie podobieństwa mają taką samą wartość danej miary cechy potencjału eksploatacyjnego). dla konkretnych rozwiązań konstrukcyjnych zespołów funkcjonalnych można tworzyć modele będące kombinacją modeli szczegółowych. potencjał eksploatacyjny danego zespołu funkcjonalnego może być opisany wieloma liczbami podobieństwa / współczynnikami proporcjonalności powiązanymi z symptomami o różnej formie energii i o różnym przebiegu mierzonego sygnału (przy zmiennym okresowo obciążeniu mogą mieć formę sygnałów okresowych). jeden i ten sam sygnał może być nośnikiem wielu symptomów potencjału eksploatacyjnego. odcinek rurociągu jako model   szczegółowy węzła hydrodynamicznego modelem szczegółowym węzła „obciążony płyn działający na dwa ciała stałe jest rozwijany w mechanice płynów „przepływ płynów w przewodach pod ciśnieniem/przepływ płynów w przewodzie zamkniętym o przekroju kołowym”. przepływ płynów w przewodach modelowany jest jako przepływ jednowymiarowy: wartości wielkości opisujących przepływ zależą tylko od jednej współrzędnej położenia. według [6] koncepcja przepływu jednowymiarowego jest dość dobrze weryfikowalna przy w pełni rozwiniętym przepływie turbulentnym, ponieważ wówczas profil prędkości jest stosunkowo płaski i wielkości globalne, jak strumień masy, objętości energii kinetycznej praktycznie nie zależą od rozkładu prędkości. odcinek rurociągu konstrukcyjne może składać się z prostych odcinków rurociągu i pożądanych elementów wbudowanych: kolanek (zakrzywień), rozgałęzień, zmian przekroju i aparatów. elementy wbudowane w aspekcie hydrodynamicznym są przewężeniami, ciałami opływanymi lub kombinacją obydwu i ze względu na straty energii, są traktowane jako przeszkody. przeszkodami mogą być również przeszkody niepożądane powstające na skutek błędów wykonania i montażu (np. podczas spawania rurociągów) oraz w wyniku zużycia. cechy prostego odcinka wynikają z cech elementów składających się na odcinek i cech uzyskanych po wbudowaniu: średnica wewnętrzna d [m], długość l[m], chropowatość bezwzględna powierzchni wewnętrznej k (wysokość wierzchołków nierówności) [μm], chropowatość względna k/d. w przypadku elementów wbudowanych cechami są wielkości opisujące kształt 74 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 i wymiary elementu. płynem może być zarówno ciecz jak i gaz. za płyn nieściśliwy uważa się płyn, którego zmiany gęstość w rozpatrywanym zakresie temperatury i ciśnienia są pomijalnie małe [6]. za płyny nieściśliwe uważa się płyny rzeczywiste do liczby macha ma = 0,3 (dla powietrza do 100m/s = 360 km/h [7]. dla płynów nieściśliwych ważne jest równanie bernulliego. cechy płynu to lepkość kinematyczna ν[m2/s] i gęstość ρ[kg/m3]. przepływ płynu w rurociągu/przewodzie może być: – laminarny (uwarstwiony), gdy elementy płynu poruszają się w warstwach; – turbulentny (burzliwy), oprócz ruchu głównego (w kierunku przepływu), występują fluktuacje prędkości i ciśnienia; – ustalony, jeżeli wszystkie wartości miar wielkości ruchu są niezależne od czasu (w dowolnym punkcie przestrzeni nie zmieniają się z upływem czasu). – nieustalony: wartości miar ruchu zależą od czasu. do tej kategorii przepływów należą wszystkie zjawiska rozprzestrzeniania się fal w płynie oraz przepływy w atmosferze. również przepływy turbulentne są w swej istocie przepływami nieustalonymi, ale przyjmuje się, że ruch turbulentny jest quasi-ustalony, gdy tzw. średnie czasowe obliczone w ustalonym punkcie przestrzeni nie zmieniają się z upływem czasu. cechy obciążenia i ruchu płynu w rurociągu to: – prędkość przepływu w, średnia prędkość przepływu wm.[m/s]; – wysokość geodezyjna g [m]. straty ciśnienia jako miara symptomu  potencjału eksploatacyjnego rurociągu podczas przepływu w rurociągu dochodzi do strat energii. straty energii są wynikiem tarcia w płynie oraz tarcia między płynem a ścianką rurociągu. mechanizm strat między płynem a ścianką [7]: ruch cieplny molekuł z prędkością wb w kierunku prostopadłym do kierunku ruchu strumienia powoduje, że molekuły płynu zderzają się ze sobą. molekuły w dolinach chropowatości materiału tracą prędkość w. molekuły dyfundujące ponownie do strumienia muszą być ponownie przyspieszane do prędkości strumienia płynu w. straty energii w rurociągu przedstawia się jako straty energii między dwoma przekrojami 1 i 2 [7]. rys. 1.  straty ciśnienia δp w funkcji średniej prędkości płynu wm dla różnych współczynników oporów λ fig. 1. loss of pressure δp as a function of the average fluid velocity wm for different value of linear coefficient of resistance λ w warunkach: – stałego natężenia przepływu (prędkości w obydwu przekrojach są jednakowe), – bez zmiany wysokości geodezyjnej (energia potencjalna w obydwu przekrojach jest jednakowa, zmiana energii e1 – e2 może skutkować tylko zmianą energii ciśnienia względnie zmianą ciśnienia statycznego: e1 e2= δp = p1 p2 straty ciśnienia prostego odcinaka rurociągu opisuje wzór darcy’ego – weisbacha [6]. współczynnik oporów liniowych λ zależy od rodzaju przepływu. dla przepływów płynów nieściśliwych, gdzie znaczenie mają siły lepkości i siły ciśnienia, decydująca jest wartość liczby reynoldsa re liczba λ nosi nazwę współczynnika.oporów.liniowych.lub współczynnika tarcia. wpływ wartość współczynnika na wartość strat ciśnienia przedstawiono na rysunku 1. jeżeli wartość re nie przekracza 2320 to w rurociągu istnieje przepływ laminarny. przy większej wartości liczby re przepływ jest niestabilny – niewielkie zakłócenia powodują przeskok w przepływ burzliwy. w przypadku przepływu burzliwego: – bezpośrednie tarcie między płynem i ciałem stałym ograniczone jest do cienkiej warstwy w pobliżu ścianki (podwarstwa laminarna); – turbulentne ruchy wymieniające energię powodują znaczące straty energii; – wpływ podwarstwy laminarnej na turbulencje lub straty ciśnienia zależy od grubości warstwy laminarnej w stosunku do wysokości nierówności (wierzchołki nierówności powodują dodatkowe turbulencje – są źródłem turbulencji). straty na przeszkodach uwzględnia się za pomocą współczynnika ζ. w współczynniku ζ zawarte są dodatkowe straty w porównaniu ze stratami prostego odcinka rurociągu [7]. wartości współczynnika ζ ustalane są eksperymentalnie. przykładowo, ζ otwartego zaworu zależy od: – w zakresie niskich liczb re od kształtu kanału przepływowego i względnej chropowatości k/dz, – od określonej wartości re ζ jest stałe tj. δpz jest proporcjonalne do kwadratu średniej prędkości przepływu. zakłócenie strumienia występuje generalne nie tylko na samej przeszkodzie ale również na pewnym odcinku przed i za (za, na odcinku 10 do 30 d w przypadku ruchu burzliwego), rysunek 2 [7]. przykładem wykorzystania spadku ciśnień na przeszkodach jest zalecany w dokumentacjach techniczno ruchowych maszyn pomiar spadku ciśnienia na filtrze. przyczyną 75przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 przepływ wartość re formuła laminarny: zaburzenia spowodowane wierzchołkami nierówności są tłumione przez lepkość. ≤2320 hydraulicznie gładki: laminarna podwarstwa zakrywa całkowicie wierzchołki chropowatości ścianki. strumień burzliwy ślizga się po i wzdłuż podwarstwy laminarnej. wiry w rdzeniu strumienia powstają samoistnie. 2320<re<105 burzliwy przejściowy: wraz z rosnącą prędkością tzn. zmniejszaniem się grubości laminarnej podwarstwy lub wzrostem względnej chropowatości ścianek, wierzchołki chropowatości zaczynają wystawać z laminarnej podwarstwy. 65d/k<re<1300d/k hydraulicznie chropowaty: przy jeszcze większych liczbach re i / lub większych k/d wierzchołki chropowatości wystają z podwarstwy laminarnej tak bardzo, że straty energii powodowane są głównie przez wiry (turbulencje) wychodzące z chropowatego obszaru. re>1300d/k tablica i. wartość współczynnika oporów liniowych w zależności od rodzaju przepływu płynu [6,7] table i. the value of the linear coefficient of resistance depending on the type of fluid flow [6,7] spadku jest zmniejszanie czynnego przekroju filtra przez osadzające się zanieczyszczenia. przykładem wykorzystania spadku ciśnienia całkowitego na rurociągu jest spadek ciśnienia na wymienniku ciepła [8]. rys. 2. straty ciśnienia między przekrojami 1 i 2: p – przeszkoda, lp – długość przeszkody, δpp – straty na przeszkodzie (straty skupione, lokalnie), (p1’p2’) – straty prostego odcinka (straty równomiernie rozłożone), (p1’p2”) – straty łączne na odcinku lo fig.  2. loss of pressure between the cross section 1and 2: p – obstacle, lp – the length of the obstacle, δpp – loss an obstacle (loss focused, locally), (p1’p2’) – loss of the straight section (loss evenly distributed), (p1’p2”) – the total loss on the section lo rys. 3. obszary turbulencji za przeszkodą przy przepływie laminarnym: 1ścianka rurociągu, 2 – przewężenie, 3 – zaburzenia (wiry) za przewężeniem, 4 – ciało opływane, 5 – zaburzenia (wiry) za ciałem opływanym fig.  3. areas of turbulence behind an obstacle in laminar flow: 1 – pipeline wall, 2 – orifice, 3 – disturbances (eddies) behind the orifice, 4 – flowed-round body 5 – disturbances (eddies) behind the flowed-round body emisja akustyczna jako symptom   potencjału eksploatacyjnego rurociągu przy przepływie laminarnym, za obydwoma typami przeszkód (przewężeniem i opływanym ciałem stałym) powstają obszary turbulencji charakteryzujące się istnieniem małych i dużych wirów [7], rysunek 3. według [9] każdy niestacjonarny proces w gazie lub cieczy jest źródłem zaburzeń, które rozprzestrzeniają się ruchem falowym. każda przeszkoda jest zatem źródłem hałasu – emisji akustycznej ciągłej. w przypadku przepływu cieczy przez przewężenie, ciśnienie w przekroju przewężenia może teoretycznie przyjmować dowolnie małe wartości, praktycznie jednak wartość ciśnienia jest ograniczona i nie może spaść poniżej ciśnienia parowania (wrzenia) odpowiadającego temperaturze przepływającej cieczy. obniżeniu ciśnienia do wartości bliskich ciśnieniu parowania towarzyszy wydzielanie się gazów i par z cieczy, czyli zjawisko kawitacji [6]. kawitacja jest przyczyną zużycia kawitacyjnego oraz przyczyną emisji akustycznej. w przypadku ciał opływanych, przy odpowiednio dużych liczbach reynoldsa możliwe jest odrywanie się wirów (strumienia). drogą eksperymentu możliwe jest wyznaczenie częstotliwości odrywania wirów. wyniki przedstawia się w formie diagramu str – re.[7]. liczba strouhala (st, str) jest wielkością bezwymiarową (bezwymiarowy czas) charakteryzującą przepływy nieustalone, w których dominującą rolę odgrywają przyspieszenia: 76 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 literatura [1] p. bielawski. identyfikacja obiektów technicznych systemów produkcyjnych. akademia morska w szczecinie, szczecin 2014. [2] p. bielawski. miary i wartości graniczne potencjału eksploatacyjnego maszyn systemów produkcyjnych/measures and limits of machine wear margin of production systems. problemy eksploatacji/maintenance problem 1/2016, s. 129-159. [3] g. wojas: badania nieniszczące w praktyce inspekcji dozorowej, przegląd spawalnictwa, vol 86, no 10 (2014). [4] g. świt, a. krampikowska, k.schabowicz: zastosowanie metody emisji akustycznej do lokalizacji uszkodzeń w zbiorniku na produkty ropopochodne, przegląd spawalnictwa, vol 87, no 12 (2015). [5] d. mężyk, p. stasiak: wprowadzenie do zaawansowanych technik pomiarowych 3d stosowanych w wideoboroskopowych zdalnych badaniach wizualnych, przegląd spawalnictwa, vol 88, no 6 (2016). [6] k. jeżowiecka-kabsch, h. szewczyk: mechanika płynów. oficyna wydawnicza politechniki wrocławskiej, wrocław 2001. [7] l. böswirth, s. bschorer. technische strömungslehre. vieweg + teubner verlag wiesbaden 2012. [8] e. moeck and h. strickert. technische diagnostik an schiffsmaschinenanlagen. verlag technik berlin 1982. [9] z. engel. ochrona środowiska przed drganiami i hałasem. pwn warszawa 1993. [10] t. j. holroyd. the acoustic emission & ultrasonic monitoring handbook. cpc oxford 2000. podsumowanie pożądany potencjał eksploatacyjny rurociąg uzyskuje po zakończeniu montażu i uruchomieniu. błędy montażu i błędy uruchamiania mogą skutkować nie osiągnięciem pożądanej wartości potencjału. potencjał eksploatacyjny rurociągu wyczerpuje się na skutek takich procesów zużycia jak erozja, erozja kawitacyjna, korozja, osadzanie cząstek stałych na wewnętrznych ściankach. obrazami zużycia są: – rozłożone bądź lokalne ubytki materiału ścianki rurociągu i materiału elementów wbudowanych. możliwe przebicia przez ścianki i przecieki; – warstwa osadzonych cząstek stałych na powierzchni ścianek i elementów wbudowanych. zużycie powoduje zmiany średnicy rurociągu i wzrost chropowatości rurociągu oraz zmiany kształtu elementów wbudowanych. skutkuje to zmianami wartości zastępczych miar potencjału: liczby reynoldsa i chropowatości względnej i dalej współczynników oporów. współczynniki oporów są diagnozowalne. symptomami są spadki ciśnień między dwoma przekrojami i średnie prędkości przepływu. spadki ciśnień związane są rozpraszaniem energii ciśnienia w energię cieplną i sprężystą fal. rozpraszanie zachodzi w obszarach turbulencji: obszarach powstawania mniejszych i odrywania się większych wirów. gęstość rozkładu energii rozproszonej jest największa na „przeszkodach strumienia płynu”. przeszkody mogą być np. wynikiem lokalnego zużycia. powstawaniu i odrywaniu wirów towarzyszy emisja akustyczna. poziom emisji akustycznej jest mierzalny. wzrost poziomu emisji następuje na skutek spadku potencjału eksploatacyjnego rurociągu lub w wyniku powstawania nowych przeszkód w rurociągu. f – częstotliwość odrywania wirów. zjawisko odrywania wirów jest przyczyną powstawania emisji akustycznej typu bursta. w [9] zamieszczono półempiryczną zależność określającą całkowitą moc akustyczną no [w] generowaną przez opływaną przeszkodę w ośrodku otaczającym rurociąg δp [pa] – straty ciśnienia całkowitego spowodowane opływem ciała umieszczonego w przewodzie, k – stała, (dla powietrza k=2,5•10-4), c – prędkość dźwięku w otaczającym ośrodku [m/s]. w [10] opisano szczegółowo sensory, rodzaje i miary emisji akustycznej. ps 8 2017 www.pdf 17przegląd  spawalnictwa vol. 89 8/2017 wybrane własności aluminiowych złączy   spawanych wiązką elektronów  selected properties of aluminum joints welded by electron beam dr inż. artur lange, dr inż. piotr białucki, prof. dr hab. inż. andrzej ambroziak, dr inż. wiesław derlukiewicz, mgr inż. ewa  harapińska – politechnika wrocławska, mgr inż. andrzej kosman – rywal-rhc. autor korespondencyjny/corresponding author: artur.lange@pwr.edu.pl streszczenie przedmiotem badań były złącza spawane wiązką elektronów w aluminiowych kołach tłumika drgań. przeprowadzono badania makroi mikroskopowe, pomiary twardości oraz próby statyczne rozciągania złączy. słowa kluczowe: spawanie wysokoenergetyczne; wiązka elektronów; stopy aluminium abstract the subject of research was welded joints with the electron beam of aluminum wheels of the vibration damper. were performed macroscopic and microscopic examination, hardness measurements and static tensile testing. keywords: high energy welding; electron beam; aluminium alloys wstęp wiązka elektronów jako źródło ciepła do spawania jest znana i stosowana w przemyśle od wielu lat. po raz pierwszy użyto ją w latach 50-tych ubiegłego wieku. pomimo długoletniej historii jest nadal powszechnie popularna w przemyśle. bogate doświadczenie instytutu spawalnictwa w tym zakresie zaowocowało opracowaniem szeregu nowych technologii wytwarzania części maszyn oraz narzędzi skrawających, w których konieczne było połączenie części z różnych materiałów albo o różnej geometrii [1]. spawanie wiązką elektronów oferuje zupełnie nowe możliwości projektowania złączy spawanych w zakresie kombinacji materiałów łączonych oraz ich kształtów geometrycznych, trudnych lub niemożliwych do osiągnięcia w technologii konwencjonalnej [2,3]. technologia ta umożliwia uzyskanie wysokiej jakości połączeń ze wszystkich spawalnych metali konstrukcyjnych w bardzo szerokim zakresie grubości od 0,025÷300 mm [4]. wśród licznych zalet jakości złączy spawanych wiązką elektronów wymienia się głównie pomijalnie małą strefę swc, wysoką jednorodność struktury i korzystny rozkład twardości [5]. tym nie mniej nie zaleca się stosowania wiązki elektronów do spawania stali węglowych oraz zawierających dużo siarki i fosforu, a także metali niskotopliwych w tym brązów i mosiądzów [6]. ważną pozycję zajmuje wiązka elektronów w produkcji lotniczych silników turbinowych, gdzie spawa się tą metodą tarcze sprężarki, czopy, wały, dźwignie, koła zębate i kadłuby [6]. spawanie wiązką elektronów jest procesem wydajnym i precyzyjnym stąd jego szerokie zastosowanie w przemyśle artur lange, piotr białucki, andrzej ambroziak, wiesław derlukiewicz, ewa harapińska, andrzej kosman przeglad welding technology review elektronicznym, elektrotechnicznym, w budowie części maszyn oraz w motoryzacji [4,7]. niniejszy artykuł nawiązuje do zastosowania wiązki elektronów w motoryzacji i przedstawia wyniki badań jakości złączy spawanych na przykładzie koła tłumika drgań. przedmiot badań – charakterystyka własności złączy spawanych wiązką elektronów rozważano na przykładzie aluminiowego koła tłumika drgań wykonanego ze stopu almg3, przedstawionego na rysunku 1 wraz z zaznaczonymi miejscami poboru próbek do badań metalograficznych. koło składa się korpusu i tarczy połączonych dwoma spoinami obwodowymi. próbki z1 i z2 oznaczają spoinę zewnętrzną, a w1 i w2 spoinę wewnętrzną. próbki z2 i w2 zostały pobrane z miejsc zakończenia spoin. analiza chemiczna analizy składu chemicznego materiałów tarczy i korpusu wykonano metodą spektralną z użyciem analizatora emisyjnego w wyładowaniem jarzeniowym firmy leco, stosując następujące parametry: u = 800 v, i = 45 ma, argon. wyniki analizy zawarte w tabeli 1, stanowią średnią arytmetyczną z pięciu pomiarów. analiza wykazała, że obie części koła wykonane są ze stopu aluminium gat. aw 5754 (almg3). 18 przegląd  spawalnictwa vol. 89 8/2017 rys. 1. koło aluminiowe; 1 – korpus, 2 – tarcza fig. 1. aluminium wheel; 1 – body, 2 – disk tablica i. analiza chemiczna materiałów podstawowych koła table i. chemical composition of base materials of the wheel o wysokiej koncentracji energii, czyli dużą głębokość wtopienia i mały kąt rozwarcia. średnia głębokość wtopienia wynosiła 7 mm dla obu spoin, zewnętrznej i wewnętrznej, a szerokość lica zmieniała się w granicach od 2,5 do 2,9 mm. widoczny na rysunkach 2 i 3 charakterystyczny układ „łusek” spoiny wskazuje na poprawny dobór parametrów spawania w końcowej części spoiny w celu zapewnienia prawidłowego wypełnienia krateru. badania mikroskopowe badania wykonano na mikroskopie optycznym olympus ck40m przy powiększeniu od 50 do 500x. zgłady metalograficzne trawiono odczynnikiem kellera (do stopów aluminium). mikrostruktury badanych spoin przedstawiono na rysunku 4. spoiny w części łączącej tarczę z korpusem koła nie wy kazały niezgodności spawalniczych. jedynie w dolnej części spoiny, występującej w korpusie poza materiałem tarczy, stwierdzono lokalnie występujące pęcherze (rys. 4b), które często spotykane są w spoinach z niepełnym przetopieniem, charakterystycznych dla metod o wysokiej koncentracji energii jak spawanie laserowe i elektronowe. lokalizacja pęcherzy i niewielka ich ilość nie miały istotnego wpływu na własności mechaniczne złączy. na rysunku 5 przedstawiono mikrostrukturę złącza spawanego występującą na granicy wtopienia spoiny w materiał rodzimy korpusu koła. budowa spoiny jest charakterystyczna dla stopu almg3, która składa się z roztworu stałego oraz wydzieleń faz międzymetalicznych na granicach komórek. badania metalograficzne badania makroskopowe badania wykonano na mikroskopie stereoskopowym olympus zx7. na rysunkach 2 i 3 przedstawiono budowę złączy spawanych, na których widać front krystalizacji spoiny. rowek spawalniczy przygotowany był na i bez odstępu z zamkiem o głębokości 5 mm i szerokości 1 mm ustalającym położenie tarczy względem korpusu. badania ujawniły prawidłowy kształt spoiny, charakterystyczny dla metod rys.  2.  makrostruktura spoiny: a) zewnętrznej z1; b) wewnętrznej w1. pow. x15 fig.  2. macrostructure of the welds: a) from outside z1; b) from inside w1. magn. x15 składnik [%] si mg fe cu sn zn cr ni mn pb al ti tarcza 0,178 3,160 0,341 0,035 0,004 0,039 0,046 0,021 0,233 0,021 95,900 0,025 korpus 0,163 3,300 0,315 0,042 0,001 0,039 0,053 0,021 0,313 0,023 95,700 0,038 en 573-3:2013 <0,40 2,6-3,6 <0,40 <0,10 <0,05 <0,20 <0,30 <0,05 <0,50 <0,05 reszta <0,15 rys.  3.  makrostruktura a) spoiny zewnętrznej z2; b) spoiny wewnętrznej w2. pow. x15 fig.  3. macrostructure of the welds: a) from outside z2; b) from inside w2. magn. x15 a) b) a) b) 19przegląd  spawalnictwa vol. 89 8/2017 a) pomiary makro- i  mikrotwardości twardość brinella materiału rodzimego części składowych koła, zmierzona twardościomierzem wpm, wynosiła ok. 72 hbw 62,5/2,5. pomiary mikrotwardości wykonano na twardościomierzu sinowon hvs-1000 przy obciążeniu 9,8n. zakres pomiarów obejmował materiał rodzimy, strefy wpływu swc i spoinę. w obszarze wymieszania (wtopienia) wykonano dodatkowe pomiary wzdłuż spoiny. układ punktów pomiarowych oraz wyniki pomiarów mikrotwardości dla spoin zewnętrznej i wewnętrznej pokazano odpowiednio na rysunkach 6 i 7. wyniki pomiarów twardości wskazują na niewielki wzrost twardości w obszarze spoiny w porównaniu do materiałów rodzimych korpusu oraz tarczy koła. rys. 4. mikrostruktury: a) spoiny zewnętrznej z1 w okolicy styku tarczy z korpusem (zamek). pow. x500; b) spoiny wewnętrznej w1 w obszarze grani w miejscu zakończenia ściegi. pow. x100; fig. 4. microstructures: a) of outside weld z1 in the area of contact of disk and body (support). magn. x500; b) of inside weld w1 in the region of end of the stitch. magn. x100 a) b) spoina spoina tarcza korpus korpus korpus rys. 5. mikrostruktura na granicy wtopienia w materiał rodzimy korpusu koła. traw. mi1. pow. 500x fig. 5. microstucture of weld on the border of fusion in the base material of the wheel body. magn. x500. reagent m1 rys. 6. rozkład twardości hv01 w złączu aluminium ze spoiną zewnętrzną. 1-4 = mr+swc, 5linia wtopienia, 6-14 spoina, 15-18 = swc+mr fig. 6. distribution of hardness hv01 in the joint shield to the body of the wheel with external weld. 1-4 = bm+haz, 5 fusion line, 6-14 weld, 15-18 = haz + bm b) 20 przegląd  spawalnictwa vol. 89 8/2017 a) rys.  7.  rozkład twardości hv01 w złączu aluminium ze spoiną wewnętrzną. 1-4 = mr+swc, 5linia wtopienia, 6-15 spoina, 16-19 swc+mr fig. 7. distribution of hardness hv01 in the joint shield to the body of the wheel with internal weld. 1-4 = bm+haz, 5 fusion line, 6-15 weld, 16-19 = haz + bm badania wytrzymałościowe spoiny podczas pracy koła poddane są przede wszystkim naprężeniom ścinającym. z uwagi na niestandardową geometrię zrywanych próbek, wykonano specjalne oprzyrządowanie mocujące rozciągane próbki złączy w szczękach zrywarki (rys. 8) celem określenia wytrzymałości na ścinanie rt. rys. 8. widok przyrządu do badania wytrzymałości złączy ze spoiną obwodową zewnętrzną fig. 8. wiew of a device for testing the strength of joints with the outer peripheral weld próbę wytrzymałości złączy przeprowadzono na maszynie wytrzymałościowej firmy louis schopper na zakresie pomiarowym 0÷20 kn, przy prędkości posuwu belki vb = 5 mm/min. wyniki próby rozciągania zamieszczono w tablicy ii. podczas rozciągania złączy ze spoiną zewnętrzną zerwanie próbki następowało w materiale rodzimym korpusu koła tuż pod granią spoiny we wszystkich czterech próbkach. dlatego określono wytrzymałość na rozciąganie rm, a nie wytrzymałość na ścinanie rt. wygląd próbek po rozciąganiu pokazano na rysunku 9a. tylko w jednym przypadku złączy ze spoiną wewnętrzną koła, w pierwszej próbce (próbka nr 1, rys. 9b), nastąpiło ścięcie w spoinie, natomiast w pozostałych trzech próbkach zerwanie nastąpiło w materiale rodzimym korpusu koła, podobnie jak w przypadku spoiny zewnętrznej, co pokazano na rysunku 9b. jak wynika z tablicy ii wytrzymałość złączy spawanych jest blisko o połowę mniejsza niż materiału podstawowego. może to wynikać z oddziaływania cieplnego spawania oraz z niestandardowej geometrii rozciąganych próbek. tablica ii. wyniki badań wytrzymałości próbek na rozciąganie table ii. results of static tensile testing nr próbki rodzaj złącza ft [n] fm [n] so [mm2] rt [mpa] rm [mpa] pokrywa mat. rodzimy – 19410 98 – 198 korpus mat. rodzimy – 24610 96 – 256 1 zewnętrzne – 9450 80,8 – 117 2 – 8550 79,9 – 107 3 – 8310 79,9 – 104 4 – 9490 79 – 120 1 wewnętrzne 8330 – 100 83 – 2 – 7580 79,8 – 95 3 – 8750 80,3 – 109 4 – 7830 74 – 105 b) 21przegląd  spawalnictwa vol. 89 8/2017 literatura [1] jerzy dworak: biuletyn instytutu spawalnictwa, 2015 r., nr 1, s. 53-62. [2] aleksander zawada: spawarka elektronowa, elektronika praktyczna 11/2015, s. 53-57. [3] anna grochowska: proces spawania elektronowego, stal metale & nowe [4] pilarczyk j., węglowski m. st.: spawanie wiązką elektronów, przegląd spawalnictwa, 2015 r, vol. 87, nr 10 s. 124-129. [5] nowacki j., pietrzak k.: mikrostruktura i właściwości warstw nadtapianych wiązką elektronową, przegląd spawalnictwa 11/2012, s. 22-28. [6] godzimirski j.: nowe technologie lotniczych silników turbinowych, prace instytutu lotnictwa, warszawa 2011, 213, s. 22-36. [7] zatyka h.: spawanie wiązką elektronów, wnt, warszawa 1968, technologie, wrzesień-październik 2009r. wnioski przeprowadzone badania wykazały, że spawanie wiązką elektronów tarczy z korpusem koła tłumika drgań skrętnych jest bardzo efektywną metodą łączenia. wąska spoina i duża szybkość spawania nie powodują odkształceń koła i widocznego rozrostu ziaren w strefie swc. występujące w grani spoiny nieliczne pęcherze są charakterystyczne dla spoin bez pełnego przetopu. z uwagi na ich małą ilość i umiejscowienie w dolnej części spoiny w materiale korpusu poniżej grubości materiału tarczy, nie miały wpływu na obniżenie własności mechanicznych złączy. pomiary twardości wykazały niewielki, ok. 8 hv0,1, wzrost twardości w spoinie w porównaniu do materiału rodzimego tarczy oraz korpusu koła. jest to prawdopodobnie spowodowane wydzieleniem faz międzymetalicznych w roztworze stałym magnezu w aluminium. podczas statycznej próby rozciągania złączy próbki ulegały zerwaniu w korpusie koła w dolnej płaszczyźnie zamka, w miejscu o najmniejszym przekroju nośnym, którego grubość wynosiła ok. 4 mm (przy grubości ścianek równych 5 mm). tylko w jednym przypadku próbka uległa ścinaniu po linii wtopienia od strony korpusu. rys. 9. wygląd próbek po rozciąganiu złączy: a) ze spoiną zewnętrzną, b) ze spoiną wewnętrzną fig. 9. appearance of samples after stretching of joints: a) with the outer weld, b) with the inner weld 201302_pspaw_hy92.pdf 19przegląd spawalnictwa 2/2013 maciej różański wpływ dodatku tytanu w spoiwach cynkowych na zwilżalność powierzchni i właściwości mechaniczne aluminiowych połączeń lutowanych effect of titanium addition in zinc filler metal  on wettability and mechanical properties  of aluminum soldered joints dr inż. maciej różański – instytut spawalnictwa w gliwicach. streszczenie lutowaniu aluminium towarzyszy wiele problemów wynikających z właściwości fizykochemicznych metalu – w szczególności niskiej temperatury topnienia aluminium i trudności z doborem lutu dobrze zwilżającego powierzchnię metalu oraz niepowodującego erozji materiału podstawowego. wykonano badania przydatności do lutowania aluminium stopów zn-al, czystego cynku oraz cynku z dodatkiem tytanu jako spoiwa. przedstawiono wyniki badań mechanicznych i metalograficznych wykonanych połączeń lutowanych. abstract the physicochemical properties of aluminum brings a lot of difficulties during brazing and soldering – especially low melting point of aluminum. there is required selection of filler metal which ensures good wetting and non erosion of base metal. the soldering properties of zn-al alloy, pure zinc and zinc with titanium addition was investigated. the mechanical properties as well as the microstructure of the soldered joints were also studied. wstęp podstawowymi zjawiskami zachodzącymi podczas procesu lutowania jest zwilżalność i ściśle z nią powiązana rozpływność lutu na materiale podstawowym. od rozpływności określanej jako zdolność pokrywania powierzchni lutowanych części cienką, równomierną i nieprzerwaną powłoką ciekłego lutu zależy stopień wypełnienia szczeliny lutowniczej i ostatecznie jakość połączenia lutowanego. w pewnym uproszczeniu można stwierdzić, że im większa jest zdolność lutu do rozpływania się po powierzchni elementu lutowanego, tym większa jest jego przydatność do lutowania. zwilżanie powierzchni metalu lub stopu lutem prowadzi przeważnie do tworzenia roztworów stałych lub faz międzymetalicznych i na odwrót – jeżeli metale stanowiące składniki lutu i materiału lutowanego nie rozpuszczają się wzajemnie oraz nie tworzą faz międzymetalicznych, zwykle nie dochodzi do zwilżenia lutem materiału łączonego. przykładem jest aluminium, które doskonale rozpuszcza się w ciekłym cynku. zgodnie z układem równowagi fazowej zn-al w temperaturze 382°c oba metale tworzą roztwór stały aż do granicznej zawartości 83,1% wag. al. tak znaczna rozpuszczalność składników materiału podstawowego w lucie determinuje dobrą zwilżalność powierzchni aluminium ciekłym cynkiem. aluminium powszechnie uznawane jest za materiał trudnolutowalny. decydują o tym takie właściwości, jak: – stosunkowo niska temperatura topnienia aluminium (658oc), utrudniająca dobór spoiwa; – duże powinowactwo chemiczne do tlenu przy zetknięciu z powietrzem i pokrywanie trudno topliwą 20 przegląd spawalnictwa 2/2013 (2050oc), trwałą chemicznie (1116,3 kj/mol o2) i szczelną powłoką trudno zwilżalnego przez luty tlenku al2o3; – ograniczone właściwości wytrzymałościowe, zwłaszcza w temperaturze powyżej 500oc; – wysoka przewodność 237 w/(m • k) i rozszerzalność cieplna (0,0026 1/k) oraz znaczny skurcz objętościowy (7%) – sprzyjające występowaniu naprężeń i odkształceń cieplnych; – potencjał elektrochemiczny (–1,66 v) odbiegający znacznie od potencjałów metali stanowiących podstawowe składniki lutów, co jest często przyczyną niskiej odporności na korozję połączeń lutowanych. podstawowym lutem do lutowania twardego aluminium jest stop eutektyczny al-si o zawartości 12% krzemu i temperaturze topnienia 577oc. tak wysoka temperatura topnienia lutu wraz z silną tendencją aluminium do erozji podczas kontaktu z ciekłym stopem eutektycznym al-si powoduje duże trudności podczas lutowania, polegające na rozpuszczaniu elementu lutowanego. ten stop eutektyczny stanowi jednak dobrą podstawę do modyfikacji składu chemicznego celem obniżenia temperatury topnienia lutu i ograniczenia zjawiska erozji elementów lutowanych. dodatek miedzi do stopu alsi12 w ilości 20% wag. powoduje obniżenie temperatury topnienia do 522÷535°c. dodatek 20% cynku natomiast umożliwia dalsze obniżenie temperatury do 500°c. duża zawartość miedzi w stopach al-si powoduje jednak podczas lutowania wydzielanie się eutektyki α-cual2 powodującej dużą kruchość połączeń lutowanych [1]. alternatywę do stosowania spoiw siluminowych do lutowania aluminium stanowi stosowanie spoiw cynkowych. niska temperatura topnienia cynku (420oc) i jeszcze niższa stopów z układu równowagi zn-al (temperatura topnienia stopu eutektycznego zn96al4 – 384oc) zmniejszają niebezpieczeństwo zniszczenia lutowanych elementów aluminiowych przez ich erozję czy rozpuszczenie w ciekłym lucie. do najczęściej stosowanych spoiw cynkowych zaliczane są stopy: znal2, znal4, znal5, znal15 oraz znal22. czysty cynk zwykle nie jest stosowany ze względu na niskie właściwości mechaniczne uzyskiwanych połączeń [2, 3]. zwiększanie zawartości aluminium w stopach zn-al powoduje zwiększanie zwilżalności i rozpływności stopu na powierzchni metalu oraz zwiększenie wytrzymałości uzyskiwanych połączeń. na przykład w pracy [4] podano, że rozpływność stopów znal5, znal15 i znal22 na powierzchni aluminium en aw – 3003 wynosi odpowiednio 245, 340 i 360 mm2. zwiększenie udziału aluminium w stopie zn-al do zawartości 12% wag. powoduje zwiększanie wytrzymałości uzyskiwanych połączeń. przekroczenie tej zawartości aluminium w spoiwie cynkowym powoduje ponowne zmniejszenie wytrzymałości mechanicznej połączeń lutowanych [4]. przedstawiony wpływ zwiększenia zawartości aluminium w stopach zn-al na zwilżalność i właściwości wytrzymałościowe uzyskanych połączeń lutowanych należy uwzględnić przy doborze spoiwa, tak aby uzyskać możliwie dużą zwilżalność przy zachowaniu odpowiednio dużych właściwości wytrzymałościowych połączeń. dlatego też przyjmuje się, że stosowanie stopu znal22 o stosunkowo dużej zawartości al uzasadnione jest jedynie w przypadku wymaganej wysokiej odporności korozyjnej połączeń. właściwości mechaniczne uzyskanych przy jego użyciu połączeń są niższe niż właściwości połączeń wykonanych przy użyciu spoiw z mniejszą zawartością al [6]. prawdopodobnym rozwiązaniem problemu poprawy właściwości lutowniczych i wytrzymałościowych spoiw cynkowych może być stosowanie stopów cynku z domieszką tytanu. w pracy [5] wykazano, że niewielki dodatek tytanu (do ok. 0,1%) do stopu znal20 powoduje znaczne rozdrobnienie ziarna stopu oraz zwiększenie jego wytrzymałości o ok. 10% w stosunku do wytrzymałości tego samego stopu niemodyfikowanego tytanem. ponadto uznano, że tytan jako pierwiastek aktywny, tworzący liczne fazy międzymetaliczne z większością metali, w tym również z aluminium, powinien znacząco zwiększać zdolność zwilżania powierzchni aluminium spoiwami cynkowymi. w niniejszym artykule porównano właściwości lutownicze wybranych stopów zn-al oraz zbadano możliwość zastosowania cynku z dodatkiem tytanu jako spoiwa do lutowania aluminium. badania własne materiały do badań jako materiału podstawowego do badań użyto aluminium en aw – 1050 wg pn-en 573-3 o składzie chemicznym podanym w tablicy i. do badań rozpływności oraz wykonania próbnych połączeń zakładkowych do badań metalograficznych zastosowano próbki z blachy o wymiarach 40x40x3 mm. do badań wytrzymałości na ścinanie wykorzystano pręt wyciskany cięty na próbki walcowe o wymiarach ø 20x15 mm. jako lutu użyto czystego cynku, cynku z dodatkiem tytanu oraz stopu zn-al. skład chemiczny oraz temperaturę topnienia i postać zastosowanych lutów przedstawiono w tablicy ii. do prób rozpływności użyto topników niekorozyjnych: aluflux nc powder, aluflux cs powder firmy firinit oraz nocolok® firmy solvay. zakres temperatury aktywności ww. topników wynosi odpowiednio: 570÷610°c, 420÷450°c oraz 564÷700°c. wszystkie topniki występują w postaci proszku. zawiesinę proszku ułatwiającą nanoszenie topnika na powierzchnię aluminium uzyskiwano przez rozpuszczanie topnika w alkoholu etylowym w przypadku topników aluflux nc powder i aluflux cs powder oraz w alkoholu izopropylowym w przypadku topnika nocolok®. 21przegląd spawalnictwa 2/2013 próba rozpływności badanie właściwości lutowniczych materiałów dodatkowych przeprowadzono, stosując klasyczną próbę rozpływności na próbkach aluminiowych (en aw 1050) o wymiarach 40x40x3 mm. bezpośrednio przed badaniem próbki odtłuszczono acetonem, a następnie kładziono na ich powierzchni lut o masie ok 0,5 g oraz zawiesinę topnikową o masie ok 0,2 g. próbki z naniesionym lutem oraz topnikiem umieszczano w specjalnym uchwycie i ogrzewano od dołu płomieniem tablica i. skład chemiczny aluminium en aw–1050 table i. chemical composition of en aw-1050 aluminium skład chemiczny, % wag. al min si fe cu mn zn 99,5 0,25 0,40 0,05 0,05 0,07 uwaga: w tablicy, z wyjątkiem zawartości aluminium, podano maksymalne zawartości pierwiastków. tablica ii. skład chemiczny, temperatura topnienia oraz postać stosowanych lutów cynkowych table ii. chemical composition, melting point and the shape of zinc solder oznaczenie lutu skład chemiczny, % wag. zakres temp. topnienia, oc postać zn al ti zn 99,99 – – 420 pręt ø 2 znal4 96 4 – 382-418 drut ø 1,6 znal15 85 15 – 382-450 drut ø 1,0 zn+ti 99,93 – 0,07 419 taśma 0,5 mm tlenowo-acetylenowym aż do momentu rozpłynięcia się lutu. podczas badania rozpływności oprócz powierzchni rozpłynięcia się lutu oceniano wizualnie przebieg topienia lutu, a także, po zakończeniu procesu, jakość i ilość pozostałego na powierzchni próbki żużla potopnikowego. w celu obliczania pól powierzchni rozpłynięcia się lutu na powierzchni aluminium wstawiono zdjęcia próbek jako obraz rastrowy do programu autocad, obrysowano powierzchnię pokrytą lutem i odczytano powierzchnię zaznaczonego obszaru. wyniki pomiaru rozpływności przedstawiono w tablicy iii i na rysunku 1. tablica iii. wyniki prób rozpływności wybranych lutów cynkowych na powierzchni aluminium en aw – 1050 przy użyciu różnych topników table iii. results of the wetting tests of selected zinc solders on the en aw-1050 aluminum surface, with the use of various fluxes topnik lut zn znal4 znal15 zn+ti aluflux nc powder aluflux cs powder nocolok® 22 przegląd spawalnictwa 2/2013 w przypadku każdego ze stosowanych topników najwyższą rozpływność spośród użytych lutów wykazywał lut cynkowy z dodatkiem tytanu, oznaczony jako zn+ti, przy czym dla topnika aluflux nc powder pole powierzchni rozpłynięcia lutu wynosiło 611 mm2, dla topnika aluflux cs powder – 496 mm2, a dla topnika nocolok® – 526 mm2. wyniki badań nie potwierdziły informacji literaturowych dotyczących zwiększenia zwilżalności stopami zn-al powierzchni aluminium wraz ze wzrostem w nich zawartości aluminium. ze względu na wysoką temperaturę aktywności topników aluflux nc powder oraz nocolok® powierzchnie próbek po próbie rozpływności pokryte były nieprzereagowanymi, bardzo trudno usuwalnymi pozostałościami potopnikowymi. należy zauważyć, że pomimo najmniejszej rozpływności lutów cynkowych z użyciem topnika aluflux cs powder, topnik ten całkowicie przereagowuje w stosunkowo niskiej temperaturze lutowania i dlatego użyto go do wykonania połączeń próbnych do badań wytrzymałości na ścinanie. wytrzymałość na ścinanie połączeń lutowanych próby wytrzymałościowe z użyciem polutowanych próbek w postaci walcowej wykonano przez ich ścinanie w specjalnych uchwytach zaprojektowanych tak, aby próbki poddawane były jedynie siłom ścinającym, bez udziału naprężeń zginających (rys. 2). powierzchnia ścinania wynosiła dla każdego połączenia lutowanego aluminium 314 mm2. próby ścinania prowadzono na maszynie wytrzymałościowej instron 4210, przy prędkości przesuwu belki poprzecznej maszyny równej 0,5 cm/min. statyczną próbę ścinania połączeń lutowanych wykonano na trzech próbkach dla każdego użytego spoiwa. średnie wartości wytrzymałości na ścinanie połączeń lutowanych z użyciem różnych spoiw przedstawiono na rysunku 3. uzyskane wyniki statycznej próby ścinania połączeń aluminium en aw-1050, lutowanych różnymi lutami cynkowymi, wykazały, że największą wytrzymałość 67,1 mpa uzyskały połączenia wykonane z użyciem spoiwa eutektycznego znal4. wytrzymałość połączeń lutowanych z użyciem cynku z dodatkiem tytanu (zn+ti) była zbliżona do wytrzymałości połączeń wykonanych z użyciem lutu znal4 i wynosiła 65,1 mpa. znacząco niższą wytrzymałość połączeń, odpowiednio 55,8 i 52,7 mpa, uzyskano z użyciem czystego cynku jako spoiwa oraz stopu znal15. badania metalograficzne połączeń lutowanych badania metalograficzne połączeń lutowanych przeprowadzono na mikroskopie świetlnym mef4a firmy leica. próbki do badań mikroskopowych przygotowano, szlifując je na papierach: 80, 320, 1000 i 2500, a następnie polerowano na płótnach polerskich z dodatkiem zawiesiny polerskiej – kolejno diamentowej i korundowej o wielkości ziarna odpowiednio 3 i 0,05 mm. mikrostrukturę połączeń lutowanych rys. 2. próbka lutowana i oprzyrządowanie pomocnicze do statycznej próby ścinania fig. 2. soldered specimen and the equpment for static shearing test rys. 1. wyniki próby rozpływności lutów cynkowych na powierzchni aluminium fig. 1. results of wetting tests for selected zinc solder on the aluminum surface rys. 3. wytrzymałość na ścinanie (rt) połączeń aluminium lutowanych płomieniowo z użyciem lutów cynkowych i topnika aluflux cs powder fig. 3. shear strength (rt) of aluminum flame soldered using of zinc solders and aluflux cs powder flux joints 23przegląd spawalnictwa 2/2013 ujawniono przez trawienie próbek tytanowych w odczynniku kellera o składzie chemicznym (w % obj.): 2% hf + 1,5% hno3 + 2,5% hcl + 94% h2o. obserwacjom poddano strefę rozpuszczania i wzajemnej dyfuzji pomiędzy lutowiną a materiałem lutowanym. wyniki badań mikroskopowych przedstawiono na rysunku 4. analizując wyniki badań mikroskopowych, zauważyć można nieznaczną różnicę wielkości ziarna dla stosowanych spoiw. i tak w strukturze lutowiny wykonanej przy użyciu stopu znal15 widać, że ziarna są większe niż ziarna w lutowinach wykonanych przy użyciu stopu znal4 oraz zn+ti, co może mieć bezpośredni wpływ na niższe właściwości wytrzymałościowych uzyskanych połączeń lutowanych. dokładne zbadanie wpływu tytanu w cynku używanego jako spoiwa na strukturę połączeń lutowanych oraz zmiany zachodzące na linii rozpuszczania i wzajemnej dyfuzji wymagają dokładniejszych badań z użyciem elektronowej mikroskopii skaningowej. rys. 4. mikrostruktura przejścia lutowina-materiał podstawowy połączenia lutowanego spoiwem: a) znal4, b) znal15, c) zn+ti, d) zn fig. 4. microstructure of solder-base metal boundary in the soldered joint with the use of: a) znal4, b) znal15, c) zn + ti, d) zn literatura [1] cooper k.p., jones h.n.: microstructural evoluation in rapidly solidified al-cu-si ternary alloys. journal of material science 36/2001, s. 5315-5326. [2] radomski t., ciszewski a.: lutowanie, wnt, warszawa 1985. [3] movahedi m., kokabi a.h., madaah h.r.: an investigation on the soldering of al 3003/zn sheets. materials characterization 60/2009, s. 441-446. [4] dai w., xue s., lou j.: torch brazing 3003 aluminum alloy with zn-al filler metal. transactions of nonferrous metals society of china, 22/2012, s. 30-35. [5] krajewski w.: the effect of ti addition on properties of selected zn-al alloys. physica status solidi, 2/1995, s. 389-399. [6] schwartz m.: brazing, wyd. 2, asm international, materials park, ohio 2003. a) b) c) d) wnioski niewielki dodatek tytanu do cynku powoduje znaczne zwiększenie zwilżalności powierzchni aluminium w stosunku do zwilżalności powierzchni aluminium czystym cynkiem oraz stopami zn-al. dodatek tytanu do cynku jako spoiwa do lutowania znacznie zwiększa wytrzymałość połączeń lutowanych aluminium w stosunku do wytrzymałości połączeń wykonanych przy użyciu czystego spoiwa cynkowego i jest zbliżona do wytrzymałości połączeń wykonanych przy użyciu lutu znal4. zwiększanie zawartości aluminium w spoiwach zn-al do pewnej granicznej wartości powoduje zwiększanie właściwości wytrzymałościowych stopu oraz poprawę zwilżalności aluminium, a po jej przekroczeniu zmniejszenie zarówno zwilżalności, jak i wytrzymałości uzyskanych połączeń lutowanych. topnik nocolok przeznaczony do lutowania twardego aluminium – choć zapewnia bardzo dobrą zwilżalność – to ze względu na trudno usuwalne pozostałości topnikowe nie powinien być używany do lutowania aluminium spoiwami cynkowymi. ps 11 2017 art 67przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 procedura badania pb01 stanu naprężenia   w elementach stalowych   z wykorzystaniem efektu barkhausena  test procedure pb01 of stress state evaluation in steel elements using barkhausen effect dr hab. bolesław augustyniak – nnt sp. z o.o. autor korespondencyjny/corresponding author: boleslaw.augustyniak@nntlab.com streszczenie przedstawiamy syntetyczny opis pierwszej w polsce procedury badania o nazwie pb01, która dotyczy badania stanu naprężenia w elementach stalowych z wykorzystaniem efektu barkhausena. procedura ta została opracowana przez firmę nnt sp. z o.o. i uzyskała uznanie przez polski rejestr statków w styczniu 2017 r. słowa kluczowe: stan naprężenia; stale; efekt barkhausena; procedura badania abstract there is presented synthetic description of the first in poland test procedure labelled as pb01 which allows stress state evaluation in steel elements using barkhausen effect. this test procedure was elaborated by nnt ltd. company and had been approved by polski rejestr statków in january 2017. keywords: stress state; steels; barkhausen effect; test procedure wstęp wyznaczanie w sposób nieniszczący poziomu naprężenia w stalowych elementach konstrukcji to zagadnienie o wyjątkowo dużym znaczeniu technicznym i ekonomicznym. w przypadku elementów wykonanych ze stali o właściwościach ferromagnetycznych atrakcyjne i uzasadnione merytorycznie jest zastosowanie metody czy też procedury badania, która bazuje na efekcie barkhausena (eb). badania nad tym zagadnieniem autor niniejszego komunikatu rozpoczął w połowie lat 90. [1,2]. badanie zjawisk magnetosprężystych – bazy dla wykorzystania efektu barkhausena dla potrzeb diagnostyki stanu naprężenia, zaowocowały monografią [3]. decydujące znaczenie dla rozwoju metody badania z użyciem eb miało zrealizowanie projektu badawczego ncbir pt. opracowanie magnetycznej metody oceny w materiałach konstrukcyjnych zwłaszcza anizotropowych [4]. w projekcie tym przeprowadzono badania komplementarne wykorzystując obok efektu barkhausena także metodę mathara, dyfrakcji promieni x (xrd) oraz cyfrowej analizy obrazu (dic). opracowano wówczas innowacyjną sondę eb, która automatycznie zmienia kierunek magnesowania [5]. niniejszy komunikat zawiera syntetyczny opis pierwszej w polsce procedury badania o nazwie „nieniszcząca metoda wyznaczania stanu naprężenia w elementach stalowych z wykorzystaniem efektu barkhausena” i numerze pb01, bolesław augustyniak przeglad welding technology review która wypełnia oczywistą lukę w krajowej diagnostyce. procedura ta została opracowana przez firmę nnt sp. z o.o. i uzyskała uznanie przez polski rejestr statków w styczniu 2017 r. [6]. podstawowe informacje o procedurze  procedura pb01 dotyczy nieniszczącej metody wyznaczania stanu naprężenia w elementach stalowych o właściwościach ferromagnetycznych z wykorzystaniem efektu barkhausena (eb). stan naprężenia wylicza się z wyznaczonego z wartości natężenia eb stanu odkształcenia, wykorzystując do tego wyznaczoną podczas kalibracji relację między natężeniem eb i stanem odkształcenia. treść istotna procedury zawarta jest w dokumencie głównym pt. procedura badania nr pb01, natomiast informacje szczegółowe są przedstawione w ośmiu załącznikach: – pb01-z1 podstawy fizyczne eb i zależność natężenia eb od stanu naprężenia; – pb01-z2 schemat blokowy standardowego układu pomiarowego eb i zasada działania; – pb01-z3 metodyka ustalenia warunków początkowych badania; doi:.http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v89i11 .836 68 przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 – pb01-z4 zasady procedury kalibracji dla materiału izotropowego i anizotropowego; – pb01-z5 wyznaczanie stanu naprężenia dla materiału izotropowego; – pb01-z6 wyznaczanie stanu naprężenia dla materiału anizotropowego; – pb01_z7 spis skrótów i symboli występujących w procedurze pb01; – pb01_z8 wzór raportu z wyników badania stanu naprężenia. w dokumencie głównym przedstawiono kolejno: definicje użytych w procedurze pb01 podstawowych pojęć i wielkości oraz pięć kolejnych etapów badania. podstawowe definicje  trzy podstawowe co do znaczenia dla tej procedury badania pojęcia to ‘stan naprężenia’ oraz ‘efekt barkhausena’ i ‘natężenie efektu barkhausena’. stan naprężenia (sn) to termin oznaczający naprężenie występujące w warstwie przypowierzchniowej elementu stalowego. zakłada się, że w tej warstwie naprężenie jest jednorodne po głębokości i opisane jest jednoznacznie za pomocą trzech wielkości: wartości dwóch składowych głównych (σ1 i σ2) oraz kąta α pomiędzy kierunkiem składowej głównej σ1 a kierunkiem przyjętej osi x układu współrzędnych. stan naprężenia jest wyznaczany ze stanu odkształcenia na podstawie zależności opisujących tę relację dla przypadku płaskiego stanu naprężenia. efekt barkhausena (eb) to zjawisko fizyczne polegające na indukowaniu w cewce detekcyjnej zbliżonej do powie rzchni magnesowanego ferromagnetyka ciągu impulsów napięcia (sygnał napięciowy uo). eb skojarzony jest ze skokowym ruchem granicy domenowej (gd), która odkotwicza się od defektów mikrostruktury w trakcie magnesowania. natężenie efektu barkhausena (neb) oznacza wielkość fizyczną użytą do ilościowego określenia intensywności impulsów napięciowych eb. wielkość ta ma mieć reprezentację w postaci napięcia typu dc (wartość niezmienna w czasie). w procedurze pb01 podstawową miarą neb jest uśrednione dla wielu cykli magnesowania napięcie skuteczne us ze wzmocnionego i odfiltrowanego sygnału napięciowego uo. należy też dodać, że pomiary neb wykonywane są za pomocą tak zwanego standardowego układu pomiarowego (sup). układ ten składa się z: sondy pomiarowej (sp), generatora prądu (gp) magnesowania oraz analizatora sygnału (as), który wyznacza napięcie skuteczne us z sygnału napięciowego uo. wielkość us może być skorygowana tak, aby odjąć zakłócenia napięciowe występujące w torze pomiarowym as. korekcja ta dostarcza napięcia skutecznego u. poniżej są opisane kolejne etapy badania z pb01. etapy badania procedury pb01  1. ustalenie warunków początkowych badania  ustalenie warunków początkowych wykonywane jest zgodnie z zaleceniami opisanymi w pb01-z3. należy kolejno: a) przeprowadzić kontrolę działania i dobór nastaw układu pomiarowego sup oraz korektę sygnału us wykorzystując próbkę wzorcową pw0; b) umiejscowić punkt pomiarowy na obiekcie badanym (wypełniając wymogi wynikające z geometrii sondy pomiarowej sp – gwarantując poprawny kontakt części magnesującej i pomiarowej głowicy pomiarowej); c) przygotować do badania powierzchnię danego obiektu. powierzchnia badana nie powinna zawierać powłok malarskich ani też rdzy i zendry. usuwanie tych warstw nie powinno wprowadzać naprężeń resztkowych. końcowym etapem przygotowania powierzchni powinno być szlifowanie oscylacyjne papierem ściernym o gradacji powyżej 100. 2. procedura wykonania i rejestracji pomiarów neb  pomiar neb na obiekcie w danym miejscu wykonywany jest co najmniej dla dwóch kierunków magnesowania (materiał izotropowy). kierunki te powinny odpowiadać odpowiednio wartości największej i najmniejszej neb. w przypadku materiału anizotropowego magnetycznie należy wykonać pomiary rozkładu kątowego neb uwzględniając kąt magnesowania β względem kierunku osi anizotropii magnetycznej. należy przyjąć, że kąt β=0 odpowiada kierunkowi magnesowania wzdłuż głównej osi anizotropii (kierunek łatwego magnesowania). wyniki pomiarów neb są rejestrowane w postaci arkusza (macierzy) dla każdego punktu pomiarowego z podaniem: nazwy obszaru, numeru punktu, współrzędnych punktu (xi, yi) , kierunku magnesowania (oś x lub oś y, które przyjęte są umownie np. względem osi spoiny) a dla materiału anizotropowego – kąta magnesowania β względem kierunku osi anizotropii magnetycznej i wreszcie wartość neb. w przypadku badania neb w wielu punktach leżących wzdłuż założonej linii, wyniki badania należy zapisywać w postaci arkusza zawierającego także informacje o kolejności lub współrzędnych kolejnego punktu. 3. procedura wykonania i rejestracji pomiarów neb  podczas kalibracji  pomiar neb podczas kalibracji wykonywany jest na próbce kalibracyjnej (pki). zasady wykonywania kalibracji jednoosiowej oraz kalibracji dwuosiowej podane są w załączniku pb01_z4. kalibracja polega na badaniu natężenia eb w funkcji zadanego poziomu odkształcenia ε dla próbki kalibracyjnej. próbka ta ma kształt belki prostopadłościennej (kalibracja jednoosiowa) lub krzyża (kalibracja dwuosiowa). odkształcenie zadawane jest metodą ugięcia próbki. wyniki pomiarów neb są rejestrowane w postaci arkusza (macierzy) dla każdego stanu odkształcenia z podaniem: nazwy próbki kalibracyjnej, poziomu odkształcenia εx dla kalibracji jednoosiowej (lub poziomów odkształceń εx i εy dla kalibracji dwuosiowej), natężenie eb dla kierunku x (dla kalibracji jednoosiowej) lub wartości natężenia eb dla kierunków x i y dla kalibracji dwuosiowej. uwaga: wartości natężenia eb to wartości napięcia us (bez korekty na zakłócenia) lub wartości napięcia u, które są wyliczone z us po korekcie na zakłócenia układu pomiarowego. preferowane jest używanie napięcia u jako miary neb. 4. wyliczenie poziomu odkształcenia i naprężenia  w przypadku materiału izotropowego poziom odkształcenia ε wyznacza się dla znanej wartości natężenia efektu barkhausena (neb) zmierzonej w danym punkcie i w zadanym kierunku, wykorzystując funkcję odwrotną (fo) typu ε=f(x). funkcja odwrotna fo utworzona jest z wyników procedury kalibracji. zmienna x w tej funkcji to wartość ilorazu wartości neb (np. u) zmierzonego dla nieznanego stanu odkształcenia i wartości neb przyjętej dla stanu nieodkształconego. w przypadku materiału izotropowego kierunek osi głównej odkształcenia pokrywa się z kierunkiem magnesowania, dla którego uzyskano największą wartość neb. tym samym największy wynik neb zmierzony pod pewnym kątem wyznacza dla danego punktu składową główną ε1 odkształcenia i odpowiednio drugi wynik – zmierzony dla kierunku prostopadłego – składową ε2 odkształcenia w tym punkcie. stan naprężenia (składowe główne i ich kierunki) wylicza się z wartości składowych głównych odkształceń zgodnie ze znanymi w mechanice związkami między stanem 69przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 odkształcenia a stanem naprężenia, zakładając występowanie płaskiego stanu naprężeń. sposób wyliczania poziomu odkształcenia i wynikającego z tego stanu naprężenia dla materiału izotropowego opisany jest w załączniku pb01_z5. w przypadku materiału anizotropowego z pomiarów rozkładów kątowych natężenia eb (zorientowanych względem kierunków osi głównej anizotropii magnetycznej) wyznacza się rozkład kątowy odkształcenia. rozkład kątowy odkształcenia służy do wyznaczenia składowych odkształceń względem osi anizotropii oraz kąta osi głównej elipsoidy opisującej ten rozkład kątowy odkształceń. znając obie składowe i kąt elipsoidy odkształceń wyznacza się wartości składowych głównych naprężeń. kierunek osi głównej naprężeń jest tożsamy z kierunkiem osi elipsoidy odkształceń. szczegóły tej procedury zawarte są załączniku pb01_z6. 5. raport z wyników badania stanu naprężenia  zestawienie wyników badania stanu naprężenia ma formę raportu, w którym zawarte są informacje o: nazwie obszaru badanego, sposobie przygotowania powierzchni, typie i numerze seryjnym miernika użytego do pomiaru eb oraz tabele z wartościami składowych σ1, σ2 i kąta α. na życzenie zleceniodawcy raport może zawierać mapy rozkładu przestrzennego obu składowych naprężenia. wzór raportu z wyników badania stanu naprężenia zawarto w załączniku pb01_z8. podsumowanie  opisana wyżej procedura badania pb01 usystematyzowała po raz pierwszy zasady pomiaru natężenia efektu barkhausena dla potrzeb diagnostyki stanu naprężenia. opracowana procedura może być zastosowana dla wszelkiego typu elementów maszyn i konstrukcji czy też instalacji o praktycznie dowolnej geometrii (powierzchnie płaskie lub zakrzywione, pręty i wałki) i grubości (dolna granica grubości to ok. 0,5 mm). czas badania dla jednego punktu pomiarowego nie przekracza kilku sekund. procedurę tę można wykorzystywać powszechnie dla prewencyjnego zbadania stanu naprężenia, które wynika z obciążeń mechanicznych czy też jest skutkiem zastosowanej obróbki cieplno-mechanicznej (spawanie, deformacja plastyczna, itd.). badanie stanu naprężenia jest szczególnie zasadne wówczas, gdy przyśpiesza ono degradację mikrostruktury czy też stymuluje rozwój mikro i makropęknięć. procedura ta jest teraz wykorzystywana formalnie do badania urządzeń, które podlegają dozorowi polskiego rejestru statków. podjęte są też odpowiednie działania, aby analogiczną procedurę uznał urząd dozoru technicznego oraz inne towarzystwa notyfikujące. literatura [1] augustyniak b., chmielewski m., kiełczyński w.: nowa metoda pomiaru naprężeń pozostających w złączach spawanych za pomocą efektu barkhausena, w: [materiały] xxiv krajowa konferencja badań nieniszczących, poznań-kiekrz 24-26.10.1995, ptbnidt, simp. s. 9-17. [2] sablik m.j., augustyniak b.: the effect of mechanical stress on a barkhausen noise signal integrated across a cycle ramped magnetic field, j. appl. phys. 79 (2) 1996, pp. 963-972. [3] augustyniak b.: zjawiska magnetosprężyste i ich wykorzystanie w nieniszczących badaniach materiałów, monografia 38, politechnika gdańska, gdańsk, 2003. s. 193. [4] projekt ncbir nr pbs1/a9/14/2012 pt. opracowanie magnetycznej metody oceny stanu naprężeń́ w materiałach konstrukcyjnych zwłaszcza anizotropowych, politechnika gdańska, 2012-2014. [5] augustyniak b., chmielewski m., piotrowski l., kiełczyński w., prokop k., kukla d.: pomiar naprężeń własnych metodą barkhausena za pomocą sondy z wirującym polem magnetycznym, energetyka, vol.11, s. 641-643, 2014. [6] świadectwo uznania prs nr tt/821/710405/17, gdańsk, 2017r 28 welding technology review vol. 90 9/2018 properties and microstructure of elements made by electron beam rapid prototyping process with wire dr inż. marek st. węglowski, prof. dr hab. inż. jan pilarczyk, mgr inż. sylwester błacha, dr inż. robert jachym – institute of welding, gliwice, poland, prof. dr hab. inż. jan dutkiewicz, dr inż. łukasz rogal – institute of metallurgy and materials of the polish academy of sciences, cracow, poland; corresponding author: marek.weglowski@is.gliwice.pl introduction rapid prototyping using electron beam (ebam – electron beam additive manufacturing) and deposited material in the form of wire is a modern technology that allows the creation of an element with a given geometry from metal alloys. the depositing process is usually carried out in a vacuum [1], there are also devices enabling the manufacture of elements at atmospheric pressure [2]. the technology is mainly used for depositing titanium alloys [3,4], corrosion resistant steels [4], nickel alloys [5] and aluminum [6]. gradient materials can also be produced depending on the chemical composition of the substrate and deposited material [7]. in relation to the technology which uses powder as deposited material it is characterized by: less dustiness of the workplace, higher yield of deposited material, higher efficiency, lower porosity of the material in the finished element. the technology also has its limitations, such as: a narrower assortment of deposited alloys, difficulties in the production of elements with a complex shape, higher minimum thickness of the manufactured element, limitations in the production of gradient materials. in addition, in the case of manufacturing thin-walled marek st. węglowski, jan pilarczyk, sylwester błacha, robert jachym, jan dutkiewicz, łukasz rogal elements, it is also important to control the deformations, which in the case of the use of additional material in the form of wire are greater [8]. in order to broaden the spread of ebam technology, it is necessary to determine the impact of individual technological parameters of the process on its stability and geometric features of individual deposited layers. in addition, it is necessary to carry out tests of mechanical properties of manufactu red elements and metallographic examination. in essence, the ebam process is similar to electron beam padding. a detailed analysis of the surfacing process was presented in earlier work [9], while the analysis of liquid metal transfer during depositing at work [10]. the purpose of this work was to determine the technological parameters of the process of rapid prototyping with an electron beam using wire as deposited material, enabling the performance of test pieces. in addition, macro and microscopic metallographic examinations as well as mechanical properties tests of the produced material were performed. a stain less steel wire of g 18 8 mn grade was used for the tests. abstract in the paper the results of research on rapid prototyping using electron beam and deposited material in the form of wire are presented. electron beam rapid prototyping with wire is an efficient method for manufacturing complex shapes from metal alloys such as alloy steels, nickel alloys or titanium. this technology is used primarily in the aviation industry, especially in the military as it is designed rather for a unit production or small series production. as part of the work, technological conditions of the process for which it is possible to deposit test pieces in the form of rectangular prism were determined. test elements were made using a stainless steel wire grade g 18 8 mn. metallographic examinations and selected mechanical properties were investigated. the deposited material is characterized by austenitic with ferrite delta, cell-dendritic microstructure. there are large dendritic grains which are extended towards the heat dissipation – towards the substrate. the hardness in the deposited material is in the range of 192 to 273 hv0.05 depending on the number of layers. in the area of mixing with the substrate, the hardness reaches the value of 355 hv0.05. keywords: rapid prototyping; electron beam; stainless steels doi: http://dx.doi.org/10.26628/ps.v90i9.945 29welding technology review vol. 90 9/2018 fig. 1. deposited test pieces composed of single layer (1), two layers (2) and three layers (3) fig. 3. macrostructure of deposited test pieces: a) single bead (10 layers), b) four beads (10 layers), c) ten beads (8 layers) fig. 2. macrostructure of deposited layers: a) single layer, b) two layers, c) four layers research methodology technological trials of rapid prototyping using an electron beam were conducted using a 1.2 mm diameter welding wire made of stainless steel of g 18 8 mn grade acc. pn-en iso 14343: 2017-06 (lnm307 lincoln electric: c 0.07%, mn 7.1%, si 0.8%, cr 18.6%, ni 8.0% wt.). the substrate consisted of test panels with dimensions of 200 x 80 x 10 mm made of non-alloy steel of s355jr grade. the tests were carried out using a xw150:30/756 (cambridge vacuum engineering) device for welding and surface modification. the device has been equipped with a wire feeder enabling the use of additional materials in the form of a spool weighing up to 15 kg. the surface of the boards prior to depositing was pre-milled and cleaned using acetone. the tests were carried out with a constant positioning of the wire tip with respect to the electron beam. the wire feed angle was 30° and the pressure inside the chamber was 5•10-5 mbar. metallographic examinations of deposited elements were made on cross-sections in relation to the direction of depositing. microstructural investigations were carried out on samples etched in a reagent with the following composition: 100 ml of ethyl alcohol, 100 ml of hcl, 5g of cucl2. phase analysis (philips pw1710 diffractometer, anoda co), light microscopy (eclipse ma 200, leica dm irm / neophot 32 carl zeiss) was performed and porosity has been determined using the carl zeiss software. vickers hardness measurements were carried out using a kb50 fa hardness tester (prüftechnik gmbh) according to pn-en iso 6507-1: 2018-05. tests of strength properties of the material were carried out in accordance with the requirements of pnen iso 6892-1: 2016-09 at room temperature. test results and analysis the aim of the work was to carry out experimental studies on the determination of the technological conditions of the rapid prototyping process using a beam of electrons with an additional material in the form of a solid wire and carrying out metallographic and mechanical tests of the deposited material. in the first stage of the tests which were carried out, test elements were made (fig. 1). the results of metallographic examinations for individual deposited layers are shown in figure 2. the rapid prototyping process was carried out with the following technological parameters: accelerating voltage u=60 kv, beam current i=15 ma, travelling speed v=2000 mm/min, wire feed speed vd=1000 mm/min. considering the depth of penetration being too deep in the second stage of research, it was decided to reduce the travelling speed to the value of v=1000 mm/min. figure 3 a) b) c) a) b) c) presents sample results of macroscopic metallographic examinations of the obtained test elements. reducing the travelling speed resulted in the reduc tion of the melted zone and influenced the method of heat 30 welding technology review vol. 90 9/2018 fig. 6. x-ray diffractometer of test piece presented in figure 3b fig. 4. typical microstructure of test piece presented in figure 3b: a) lower magnification, b) higher magnification of the same region fig. 5. hardness profile of test piece presented in figures 3a and 3c removal, and thus also the microstructure of the material. the microstructure of materials can be described as cell-dendritic (fig. 4b). however, due to the reduction of the interaction zone with the electron beam, this microstructure is more homogeneous. there are large dendritic grains which are extended towards the heat draining – towards the substrate. moreover, the border of remelting zones is not the limit for grain growth (fig. 4a). the hardness measurement (fig. 5) carried out on the cross-section of the samples shown in figures 3a and 3c also indicates that these materials are homogeneous. the hardness in deposited material is from 192 to 245 hv0.05 in a single-walled deposited sample and from 205 to 273 hv0.05 in a sample of 10 layers. in the area of mixing with the substrate, the hardness reaches the value of 350 hv (10 layers). the increase in hardness is related to the change in the chemical composition caused by mixing with the substrate material. a phase analysis of materials was also carried out. it sho wed the coexistence of two phases – the austenite phase (fcc) and ferrite (bcc) – figure 6. the occurrence of two phases is associated with the dendritic crystallization of the material. during rapid crystallization, chemical segregation occurs – growing dendrites enrich in ni, while inter-tribal areas in cr, and then crystallize in the form of α-fe. the porosity determined from the cross-sections of the samples is low and does not exceed 1% (fig. 7). observed pores are usually spherical, so they should not have a major impact on the mechanical properties of the materials. the pores are mainly found in the lower parts of the remelting zones and result from the trapping of gas bubbles through the metal during the solidification of the molten metal pool. the preliminary tests which were carried out allowed the development of ebam technological parameters and the creation of a test element with larger dimensions (140 × 40 × 20 mm). the element shown in figure 8 was ma de by depositing 18 layers, each layer consisted of 42 individual padding welds. a) b) measuring point number h ar dn es s h v 0 .0 5 mixing zone (area b) deposited layers (area c) substrate material (area a) ten-beaded one-beaded fig. 7. microstructure of test piece presented in figure 3b with pores (mark with arrows) 31welding technology review vol. 90 9/2018 references [1] m.st. węglowski, szybkie prototypowanie przy użyciu wiązki elektronów – stan wiedzy, biuletyn instytutu spawalnictwa (2018), vol. 62(1), 29-35. [2] g. klimov, n. murray, additive manufacturing using non-vacuum electron beam technology, proceeding of 4th iebw international electron beam conference aachen (2017), 99-103. [3] t.m. butler and others, evolution of texture from a single crystal ti-6al-4v substrate during electron beam directed energy deposition, metallurgical and materials transactions a (2017), vol. 48a, 4441-4446. [4] b. baufeld, r. widdison, t. dutilleu: electron beam additive manufacturing: deposition strategies and properties, proceeding of 4th iebw international electron beam conference aachen (2017), 114-117. [5] m.e. kinsella, additive manufacturing of superalloys for aerospace application, air force research laboratory report no afrl-rx-wp-tp-2008-4318:1-7 (2008). conclusions the following conclusions can be drawn on the basis of the research: – the process of rapid prototyping using a beam of electrons with deposited material in the form of wire enables the fabrication of test elements with strictly defined technological parameters; – deposited material is characterized by cell-dendritic microstructure. there are large dendritic grains, which are extended towards the heat draining – towards the substrate; – the hardness in deposited material is from 192 to 245 hv0.05 in a single-walled deposited sample and from 205 to 273 hv0.05 in a sample of 10 layers. in the area of mixing with the substrate, the hardness reaches the value of 355 hv0.05; – strength properties of the weld metal for the electron beam meet the requirements specified by the manufacturer, and the strength is higher by 90 mpa in relation to the data presented in the certificate. the presented research results are the effect of the project entitled: „multiscale analysis of physical and chemical processes during rapid prototyping using concentrated energy sources in view of formation of microstructure and mechanical properties” no. of the contract umo-2016/23/b/st8/00754 financed by the national science center, poland. [6] k.m.b. taminger, r.a. hafley, electron beam freeform fabrication for cost effective near net shape manufacturing. avt-139, nato, https://ntrs.nasa. gov/archive/nasa/casi.ntrs.nasa.gov/20080013538.pdf, 2006. [7] x. shu, g. chen and others, microstructure evolution of copper/steel gradient deposition prepared using electron beam freeform fabrication, materials letters (2018), vol. 213, 374-377. [8] z. chen, h. ye and others, distortion control in a wire-fed electron-beam thin-walled ti-6al-4v freeform, journal of materials processing technology (2018), vol. 258, 286-295. [9] m.st. węglowski, s. błacha, napawanie wiązką elektronów przy użyciu drutu, przegląd spawalnictwa (2017), vol. 89(10), 47-51. [10] j. zhao, b. zhang, a. li and others, effects of metal-vapor jet force on the physical behavior of melting wire transfer in electron beam additive manufacturing, journal of materials processesing technology (2015), vol. 220, 243-25. samples from the made element were taken for strength tests. strength tests were carried out on samples with a circular cross-section in accordance with the requirements of pn-en iso 6892-1: 2016-09. the aim of the research was fig. 8. test piece made of wire grade g 18 8 mn, 18 layers, 42 bead in one layer to determine the strength and plastic properties of the weld metal. the results of the tests are presented in the table i. the obtained results were compared with the mechanical properties of the additional material – corrosion-resistant steel wire of lnm307 grade (lincoln electric). the tests carried out showed that the weld metal strength properties for the electron beam meet the requirements specified by the manufacturer. the definitely higher strength of the weld metal obtained most probably results from different heating and cooling conditions during the ebam process compared to processes carried out with typical arc methods (e.g. mig). strength properties presented in the test were determined for mig welding technology. table i. results of tests of the strength properties of the weld metal designation of the sample dimensions of the sample ys [mpa] uts [mpa] a5 [%] comments on the breakthrough of the sampled0 [mm] l0 [mm] s0 [mm 2] r/1 9,95 50 77,7 574,6 720,7 39,2 plastic breakthrough r/2 9,97 50 78,0 581,0 723,1 37,6 plastic breakthrough lnm 307 – – – 400* 630* 40* – * typical values included in the product sheet of the lincoln electric wire manufacturer for lnm 307 wire 201112_pspaw.pdf 9przegląd spawalnictwa 12/2011 jan pilarczyk marek banasik sebastian stano jerzy dworak spajanie laserowe z materiałem dodatkowym i mechanicznym układem śledzenia złącza laser joining with wire filler material  and mechanical seam  tracing system prof. dr hab. inż. jan pilarczyk, dr inż. marek banasik, dr inż. sebastian stano, mgr inż. jerzy dworak – instytut spawalnictwa, gliwice. streszczenie przedstawiono dotykowy (taktylny) system śledzenia styku złącza w przypadku zrobotyzowanego spawania laserowego ze spoiwem w postaci drutu i lutospawania na przykładzie wykorzystania głowicy scansonic alo3. opisano konstrukcje, i system sterowania takim stanowiskiem zbudowanym w oparciu o laser dyskowy i robot przemysłowy. zbadano wpływ podstawowych parametrów systemu śledzenia przy spawaniu i lutospawaniu złączy zakładkowych o grubości do 2 mm. abstract the paper describes the principle of mechanical seam tracking system in the laser welding and laser brazing processes, using a wire as a mechanical sensor. the construction and control system of station with disk laser and robot are presented. the influence of laser welding and brazing parameters on the seam tracking in lap joints upto 2 mm thickness is obtained. wstęp procesy spajania laserowego ze spoiwem stosuje się obecnie najczęściej do łączenia cienkościennych konstrukcji, których elementy składowe są uzyskiwane takimi technologiami, jak: cięcie nożycami, wykrawanie, wyoblanie, głębokie tłoczenie. przy masowej produkcji technologie te oraz sposób montażu przed spawaniem łączonych elementów (np. w przypadku spajania elementów karoserii samochodowych, różnego rodzaju obudów, pojemników, elementów paneli i stelaży wykonanych z cienkościennych elementów) nie zawsze są w stanie zapewnić odpowiednią powtarzalność i dokładność przygotowania styku oraz pozycjonowania elementów do spawania, tak aby opracowany na wzorcowym elemencie program sterowania maszyną cnc lub program sterowania robota zapewniał, w przypadku każdego elementu z serii, odpowiednio dokładne prowadzenie wiązki i materiału spoiwa dokładnie wzdłuż trajektorii krawędzi styku. jednocześnie od tego typu złączy żąda się wysokiej jakości i estetyki wykonania. jedną z metod „elastycznego” dostosowania zaprogramowanej trajektorii spajania do trajektorii rzeczywistej jest opracowany w ostatnich latach taktylny (dotykowy) system śledzenia złącza. zalety procesu spajania laserowego ze spoiwem i taktylnym systemem śledzenia złącza umożliwiają znacznie szersze przemysłowe wykorzystanie spajania z użyciem lasera. w artykule przedstawiono ideę oraz zalety i ograniczenia tej metody przy wykorzystaniu spoiwa w postaci drutu i lasera dyskowego jako źródła ciepła w procesie spawania. 10 przegląd spawalnictwa 12/2011 technologia spajania laserem ze spoiwem w postaci drutu schemat i podstawowe parametry procesu spajania laserem ze spoiwem w postaci drutu na przykładzie spajania złączy zakładkowych przedstawiono na rysunku 1. proces spajania ze spoiwem wymaga wiązki o odpowiednio wysokim poziomie mocy, ponieważ ciepło wynikające z oddziaływania wiązki laserowej musi zostać zużyte na stopienie materiału dodatkowego oraz odpowiednie nagrzanie (w przypadku procesu lutospawania) lub przetopienie (w przypadku procesu spawania) materiału rodzimego, a pole powierzchni przekroju poprzecznego spoiny jest większe w porównaniu do pola spoin otrzymywanych klasyczną metodą spawania laserowego z głębokim przetopieniem. poziom mocy w przypadku nowoczesnych laserów na ciele stałym (dyskowych i włóknowych) jest znacznie większy niż klasycznych, dotychczas stosowanych laserów, dlatego w pełni nadają się one do procesu spawania laserowego ze spoiwem. pierwszym, podstawowym warunkiem uzyskania poprawnych połączeń przy spajaniu laserowym ze spoiwem jest bardzo precyzyjny dobór i zaprogramowanie wielu parametrów wzajemnie oddziałujących na siebie i na jakość połączenia (rys. 1). drugim warunkiem jest konieczność precyzyjnego prowadzenia wiązki i drutu względem siebie oraz po trajektorii styku. proces spajania laserowego ze spoiwem można prowadzić z wykorzystaniem specjalnych głowic. rozwiązania konstrukcyjne i możliwości technologiczne takich głowic decydują o rodzaju i parametrach połączeń, jakie można uzyskać. głowica robocza do spawania lub lutospawania laserowego ze spoiwem oprócz układu ogniskującego wiązkę laserową zawiera zintegrowany precyzyjny moduł prowadzenia i pozycjonowania końcówki drutu w obszarze spajania. niestabilność podawania drutu i zmiany położenia jego końcówki mogą skutkować brakiem stabilności procesu i pojawieniem się lokalnych niezgodności, a w skrajnym przypadku lokalnym brakiem połączenia. dlatego stosowane są układy podawania drutu typu push-pull, zapewniające odpowiednią stabilność podawania drutu, z kompletem wymiennych rolek, które są przystosowane do podawania standardowych drutów spawalniczych różnych gatunków, zwykle o średnicach 1,0; 1,2; 1,6 mm. poszczególne konstrukcje głowic laserowych przeznaczonych do spajania laserowego ze spoiwem różnią się między sobą sterowaniem i sposobem integracji układu podawania materiału dodatkowego oraz wyposażeniem dodatkowym (np. kamera ccd ułatwiająca programowanie trajektorii spajania, systemy monitorowania procesu, urządzenia antykolizyjne, zintegrowane lub niezależne dysze nadmuchu gazu ochronnego, układ cross-jet chroniący optykę głowicy przed odpryskami materiału z ciekłego jeziorka, układy kolimacyjne głowicy z serwomotorami, umożliwiające programową zmianę ustawienia położenia ogniska wiązki laserowej itp). budowane są również głowice uniwersalne umożliwiające spajanie laserowe z materiałem dodatkowym i spawanie hybrydowe laser + mig. tak duża liczba funkcji oraz elementów wymagających odpowiedniego wysterowania w procesie spajania powoduje, że dużym wyzwaniem pod względem budowy np. stanowiska zrobotyzowanego czy urządzenia ze sterowaniem cnc i zapewnienia funkcjonalności wszystkich jego modułów, jest połączenie głowicy z robotem i laserem w jedno działające uniwersalne stanowisko, na którym będzie możliwość realizacji zaplanowanych procesów technologicznych. przy wyborze głowic technologicznych do określonego procesu spajania oprócz parametrów technicznych, związanych z samym procesem, należy także uwzględnić możliwości wzajemnego dopasowania układów mechanicznych, układów sterowania i interfejsów głowicy z innymi komponentami stanowiska zrobotyzowanego czy modułu linii produkcyjnej. najbardziej zaawansowane konstrukcje głowic mają własne systemy programowania i sterowania oraz mogą mieć zintegrowane systemy adaptacyjne śledzenia złącza. badania i przykłady zastosowań taktylnego systemu śledzenia złącza przy zrobotyzowanym spajaniu laserem dyskowym ideę systemu i sposób sterowania taktylnym układem śledzenia złącza w czasie spawania laserowego ze spoiwem w postaci drutu można zobrazować na przykładzie wykorzystania głowicy alo3 firmy rys. 1. parametry procesu spajania laserem ze spoiwem w postaci drutu fig. 1. laser joining with wire filler material parameters α kąt wzdłużny nachylenia wiązki β kąt boczny nachylenia wiązki γkąt odchylenia w stosunku do osi złącza δ kąt pochylenia drutu zf położenie ogniska w stosunku do końca drutu df średnica ogniska wiązki ød średnica drutu vs prędkość spajania vd prędkość posuwu drutu t1szczelina styku g1, g2 grubości łączonych elementów 11przegląd spawalnictwa 12/2011 scansonic we współpracy z robotem przemysłowym i laserem dyskowym. takie stanowisko zostało stworzone w instytucie spawalnictwa w gliwicach (rys. 2). głowica alo3 firmy scansonic jest nowoczesną głowicą spawalniczą umożliwiającą spajanie laserowe z materiałem dodatkowym w postaci drutu z dotykowym systemem śledzenia styku złącza (rys. 2b). aktualnie w światowym przemyśle pracuje jedynie kilkanaście takich głowic, w większości na liniach technologicznych w przemyśle samochodowym, gdzie są wykorzystywane do lutospawania elementów karoserii lub innych komponentów, przy łączeniu których wymagane jest wykonanie precyzyjnych złączy o wysokiej estetyce i jakości. oprócz komponentów optycznych, które kształtują wiązkę laserową, głowica alo3 jest wyposażona w niezależny układ sterowania, serwonapędy oraz czujniki umożliwiające wykorzystanie końcówki drutu jako mechanicznego, taktylnego systemu śledzenia złącza [3]. konstrukcja głowicy umożliwia: – bardzo dokładne i powtarzalne ustawienie osi uchylnej (optyki ogniskującej ze zintegrowanym układem podawania drutu) w zakresie ±110o przez programowe ustawienie położenia serwonapędów osi uchylnej oraz regulację prądu utrzymującego zadaną pozycję, co umożliwia prowadzenie procesu spawania w pozycjach przymusowych lub miejscach trudno dostępnych (rys. 2c); – programową regulację położenia ogniska wiązki laserowej względem końcówki drutu (wyskalowana wartość w mm w zależności od zmiany położenia kolimatora wzdłuż osi wiązki laserowej), pozwalającą uzyskać odpowiednią średnicę plamki wiązki laserowej w obszarze końcówki drutu (w obszarze oddziaływania wiązki laserowej na drut i łączony materiał); – przemieszczanie się ramienia teleskopu z podajnikiem drutu wzdłuż osi prostopadłej do powierzchni materiału wraz z utrzymaniem stałej wartości położenia ogniska wiązki względem końcówki drutu (w zakresie +/5 mm – rys. 3a) – utrzymanie stałej wartości średnicy plamki wiązki laserowej w obszarze oddziaływania wiązki laserowej na drut i łączony materiał; – swobodne przemieszczanie się ramienia głowicy zgodnie z siłami działającymi na końcówkę drutu – drut prowadzony jest przez rowek spoiny (mechanizm wykorzystywany np. podczas spawania złączy równoległych – rys. 3b, 4a); – pojawienie się siły działającej na drut w kierunku prostopadłym do osi złącza i drutu – wykorzystywane w przypadku spawania złączy zakładkowych (drut jest zawsze dociskany do krawędzi – rys. 4c). rys. 2. zrobotyzowane stanowisko do spawania i cięcia laserowego z laserem dyskowym o mocy 12 kw: a) widok lasera i kabiny ochronnej, b) głowica alo3 do spajania laserowego z materiałem dodatkowym w postaci drutu i taktylnym układem śledzenia złącza, c) zakres regulacji osi uchylnej głowicy fig. 2. robotic stadion for laser welding and cutting using 12 kw disk laser: a) the view of laser and cabine, b) alo3 head for laser welding with filler material and seam tracing system, c) the axis of head manipulation range 1 – zakres programowalny ustawienia sił i limitów bezpieczeństwa, w którym będzie pracować system taktylnego śledzenia 2 – limit sprzętowy – 110° (napę+d silników) 3 – teoretycznie możliwy zakres odchylenia głowicy umożliwiający pracę głowicy w pozycjach przymusowych, np. w miejscach trudno dostępnych rys. 3. możliwości regulacji i taktylnego śledzenia styku złącza głowicy scansonic alo3: a) adaptacja końcówki drutu i ogniska w osi liniowej (la), b) adaptacja końcówki drutu i ogniska z wykorzystaniem osi uchylnej (sa) i osi liniowej (la) [3] fig. 3. the possibilities of regulation and scansonic alo3 seam tracing system: a) adaptation of the wire end and the outbreak of the linear axis (la), b) adaptation of the wire end and focus using tilt (sa) and the linear axis (la) [3] rys. 4. możliwe warianty ustawienia głowicy alo3 przy wykonywaniu różnych rodzajów złączy: a) swobodne przemieszczanie końcówki drutu w złączu przylgowym; b, c) warianty ustawienia sił docisku przy spawaniu złączy zakładkowych [3] fig. 4. possible options of setting alo3 head with different types of welds: a) the free movement of the tip of the wire in the joint edge; b, c) options for setting the clamping force in welding lap joints [3] a) b) c) a) b) a) b) c) 12 przegląd spawalnictwa 12/2011 głowica alo3 ma własny niezależny układ sterowania scapacs, który jest połączony i komunikuje się (wzajemne przesyłanie sygnałów i potwierdzeń – out/ in) z systemem sterowania robota krc2 z wykorzystaniem protokołu profibus (rys. 5). parametry związane ze zmianą układu kolimacji w osi z (la – linear axis) – zachowanie stałej średnicy plamki ogniska wiązki na końcówce drutu i osi uchylnej (sa swivel axis) oraz zakres ich regulacji mogą być programowane i przechowywane w układzie elektronicznym wbudowanym w głowicę. służy do tego celu specjalne niezależne oprogramowanie hmi-b zainstalowane na komputerze stacjonarnym lub laptopie, który można połączyć (z wykorzystaniem protokołu sieciowego tcp) z układem sterowania scapacs umieszczonym w głowicy (rys. 5). w układzie tym są przechowywane zestawy parametrów sił docisku, ich zakres regulacji oraz limity odchyleń i bezpieczeństwa dla poszczególnych osi. w programie tworzonym w układzie sterowania robota do obróbki konkretnego elementu oprócz zestawu parametrów ruchu głowicy zawieszonej na kiści robota (końcówki drutu), parametrów lasera i parametrów posuwu drutu wybiera się, dla określonego odcinka złącza (w zależności od jego geometrii i potrzeb technologicznych), określony zestaw parametrów sterowania głowicą, zdefiniowanych wcześniej i zapisanych w systemie sterowania scapacs mieszczącym się w głowicy. taki system sterowania i programowania pozwala na różnych odcinkach złącza prowadzić proces spajania z różnymi parametrami systemu śledzenia. procesy spawania i lutospawania laserowego ze spoiwem w warunkach produkcyjnych są obecnie najczęściej wykorzystywane do spajania złączy zakładkowych i równoległych, pachwinowych lub złączy ze spoinami brzeżnymi, jakie występują w precyzyjnych konstrukcjach spajanych, gdzie od złączy wymaga się wysokiej jakości, precyzji i estetyki (rys. 6). niezależnie od ustawień parametrów w układzie scapacs, drut jest zawsze dociskany do powierzchni materiałów łączonych przez układ sprężynowy ramienia teleskopowego. możliwa jest praca głowicy ze stałym położeniem ogniska wiązki lub z włączonym układem nadążania za zmianami położenia drutu wzdłuż osi z (osi wiązki laserowej). przy takim ustawieniu następuje automatyczna regulacja zmiany położenia ogniska wiązki laserowej i stałe utrzymanie średnicy plamki wiązki laserowej na końcówce drutu (rys. 3a). jeżeli nierówności lub kształt łączonych elementów mieszczą się w zakresie regulacji, możliwe jest znaczne uproszczenie programu robota. zamiast odwzorowywać dokładnie nierówności powierzchni, wystarczy zaprogramować ruch liniowy układu pozycjonowania głowicy. śledzenie krawędzi złącza w płaszczyźnie prostopadłej do osi wiązki laserowej odbywa się z wykorzystaniem serwonapędów osi uchylnej (sa). jeżeli konstrukcja złącza tworzy układ umożliwiający samoistne prowadzenie drutu, np. złącze teowe w pozycji korytkowej, złącze równoległe, możliwe jest ustawienie zerowej siły bocznej dla serwonapędów osi uchylnej (rys. 4a, 6b, 7). głowica wtedy prowadzona jest przez opierający się drut i poddaje się zmianom położenia rys. 5. schemat ideowy połączenia głowicy alo3 z kontrolerem robota i systemem programowania parametrów hmi fig. 5. the scheme of setting of head alo3, robot controller and hmi parameter programming system rys. 6. typowe złącza wykonywane metodą spajania laserowego ze spoiwem fig. 6. typical laser welding with filler material joints rys. 7. a) prowadzenie drutu w złączu przylgowym, b) proces lutospawania laserowego fig. 7. a) wire supply in the joint edge, b) laser brazing process rys. 8. śledzenie trajektorii spawania laserowego w złączach zakładkowych z wykorzystaniem końcówki drutu: a, b) końcówka drutu dociskana do krawędzi złącza; c) końcówka drutu w początkowym punkcie złącza bez wymuszonej siły bocznej; d) proces lutospawania laserowego fig. 8. seam tracking with the use of the end of the wire in the laser lap weld process: a, b) the end of wire clamping to the edge of the join, c) the end of the wire in the starting point without side clamping force, d) the laser brazing process a) b) a) b) c) a) b) c) d) d) 13przegląd spawalnictwa 12/2011 wymuszanym przez ewentualne zmiany trajektorii, pomimo zaprogramowania ruchu liniowego pomiędzy początkowym i końcowym punktem spawania. w przypadku złączy zakładkowych możliwe jest ustawienie siły docisku drutu do krawędzi złącza (rys. 4c, 8). dociskany drut do krawędzi złącza podąża za ewentualnymi zmianami trajektorii, a zintegrowana z ruchomym teleskopem optyka skupiająca wiązkę laserową zapewnia niezmienne położenie ustawionej plamki ogniska wiązki laserowej na końcówce topionego drutu i topienie w odpowiednim miejscu materiału dodatkowego (rys. 8d). jeżeli przekroczony zostanie zakres regulacji urządzenia lub zakres bezpieczeństwa narzucony przez użytkownika i zapisany w systemie scapacs, proces jest zatrzymywany i na panelu sterowania systemu pojawia się komunikat o przekroczonym zakresie położenia osi uchylnej głowicy. narzucenie ograniczenia zakresu regulacji przez użytkownika jest o tyle istotne, że pozwala uniknąć zmian trajektorii złącza wykraczających poza przewidywany, wymagany w danej konstrukcji zakres. prawidłowe ustawienie wartości siły bocznego docisku, oprócz pozostałych parametrów procesu (rys. 1), jest niezmiernie istotne dla prawidłowego przebiegu procesu spajania. dobór wartości siły bocznego docisku jest uzależniony on rodzaju prowadzonego procesu oraz oczekiwanej „czułości” regulacji. próby ustawienia i regulacji siły docisku drutu do krawędzi bocznej prowadzone w trybie testowym (bez włączenia posuwu drutu i wiązki laserowej) są niemiarodajne. w rzeczywistym procesie, kiedy pojawia się ciekły metal, następuje zmiana układu sił działających na końcówkę drutu, związana m.in. z siłami napięcia powierzchniowego na granicy fazy ciekłej i stałej, lepkością oraz wielkością ciekłego jeziorka. oznacza to, że raz dobrane parametry dla układu śledzenia złącza np. w procesie lutospawania laserowego nie są parametrami uniwersalnymi i w przypadku innego procesu, np. spawania laserowego, powinny one być skorygowane. przy zbyt małej sile bocznego docisku ustawionej w systemie głowicy może zostać ona zrównoważona przez układ sił działających w obszarze utworzonego ciekłego jeziorka i wypadkowa siła docisku bocznego będzie niewystarczająca do prawidłowego procesu śledzenia złącza (rys. 9a). zbyt duża siła docisku może spowodować przesunięcie ciekłego jeziorka na górną krawędź złącza zakładkowego (rys. 9c, e) lub nawet zupełnie poza obszar, w którym powinno zostać utworzone złącze. szczególnie jest to widoczne w procesie lutospawania laserowego. w przypadku spawania laserowego zakres możliwych do ustawienia wartości bocznej siły docisku jest znacznie większy i siła ta wyraźnie wpływa na kształt uzyskanej spoiny pachwinowej, w szczególności na jej symetryczność (rys. 10). w przypadku testowanych złączy zakładkowych blach ze stali nierdzewnej o grubości 2 mm zwiększenie bocznej siły docisku pozwoliło poprawić symetryczność uzyskanej spoiny pachwinowej, a także uzyskać nadtopienie górnej krawędzi złącza (rys. 10c, d). w procesie spawania laserowego z materiałem dodatkowym uzyskuje się spoiny rys. 9. przykładowy wpływ bocznej siły docisku drutu w procesie lutospawania laserowego z zastosowaniem głowicy alo3: a) zbyt mała wartość bocznej siły docisku; b, d) prawidłowo dobrane parametry bocznej siły docisku; c, e) zbyt duża boczna siła docisku (p_s – punkt startowy zaprogramowanej ścieżki, p_k – punkt końcowy zaprogramowanej ścieżki; materiał: stal ocynkowana galwanicznie, grubość: 1 mm, spoiwo: cusi3mn1, śred. – 1,2 mm) fig. 9. an example of a side effect of clamping force in the process of brazing using a laser head alo3 and the wire as a filler material: a) too low side clamping force b, d) properly chosen parameters of the lateral clamping force; c, e) too much side clamping force (p_s – programmed starting point path, p_k – programmed path endpoint; material: galvanized steel, thickness: 1 mm, base: cusi3mn1, dia. – 1.2 mm) rys. 10. zmiany kształtu spoiny pachwinowej (asymetryczność) w procesie spawania laserowego z materiałem dodatkowym i taktylnym układem śledzenia złącza alo3 w zależności od wartości bocznej siły docisku f (f1<f2<f3<f4). materiał: x2crni18-9, grubość: 2 mm, spoiwo: g19 9 lsi, śred. – 1,2 mm: a) f1, b) f2, c) f3, d) f4 fig. 10. changes in the shape of fillet weld (asymmetry) in the process of laser welding with additional material and seam tracking system alo3 of joint depending on the side clamping force f (f1<f2<f3<f4). material: x2crni18-9, 2 mm thickness, weld metal: g19 9 lsi, dia. 1.2 mm: a) f1, b) f2, c) f3, d) f4 a) b) c) d) e) a) b) c) d) 14 przegląd spawalnictwa 12/2011 sprawdzana eksperymentalnie dla dobranych parametrów procesu przy różnych wartościach siły i różnej wielkości odchyłek trajektorii, tak aby zostały spełnione wymagania jakościowe w stosunku do całego złącza. dodatkowo, odpowiednio dobrane parametry procesu powinny zapewniać zarówno płynne rozpoczęcie, jak i zakończenie procesu – odcięcie wiązką lasera zakończenia drutu z pozostawieniem odpowiedniej długości „wolnego wylotu drutu”, aby można było w cyklu automatycznym rozpocząć wykonanie kolejnych złączy. pachwinowe zazwyczaj niewielkich rozmiarów, a ich głównym kryterium odbiorowym, oprócz jakości, jest również estetyka wykonanych połączeń. system śledzenia złącza głowicy alo3 jest przeznaczony do niwelowania łagodnych zmian trajektorii spoiny lub niewielkich zmian skokowych (prostopadłych do trajektorii) – ok. 1 mm (rys. 11). w przypadku większych i gwałtownych skokowych zmian trajektorii układ dociskowy drutu reaguje z dynamiką zależną od ustawionej bocznej siły docisku oraz rodzaju prowadzonego procesu i jego parametrów (rys. 12). ze względu na istotny wpływ bocznej siły docisku ustawianej w głowicy alo3 na wynik procesu spawania, dynamika reakcji głowicy na znaczące zmiany trajektorii ruchu powinna być rys. 11. przykładowy wynik procesu śledzenia złącza zakładkowego ze skokową co 1 mm zmianą trajektorii osi złącza dla dwóch różnych procesów: a) lutospawania laserowego, b) spawania laserowego z drutem fig. 11. example result of the tracking of lap joint with 1 mm change in the trajectory of the axis of the joint for the two different processes: a) laser brazing, b) laser welding with wire rys. 12. przykładowy wpływ wartości bocznej siły docisku f w przypadku spawania złączy zakładkowych ze stali nierdzewnej o grubości 2 mm (f1<f2< f3<f4): a) f1, b) f2, c) f3, d) f4 fig. 12. example influence of the side camping force f in the 2 mm thick stainless steel lap joints (f1<f2< f3<f4): a) f1, b) f2, c) f3, d) f4 podsumowanie dostępność nowoczesnych typów laserów technologicznych o różnych mocach oraz specjalistycznych głowic laserowych do spawania ze spoiwem i lutospawania stwarzają możliwości konfigurowania i budowy zaawansowanych stanowisk do spajania tymi metodami różnorodnych materiałów. zastosowanie układów z mechanicznym śledzeniem styku w przypadku obu tych procesów może rozszerzyć proces spajania z wykorzystaniem lasera na nowe obszary w zakresie projektowania i przygotowania złączy do spajania. głowica spawalnicza alo3 z dotykowym układem śledzenia złącza pozwala na zniwelowanie określonych niedokładności zestawienia i pozycjonowania elementów dla wybranych złączy spawanych. uzyskanie poprawnych złączy jest zależne od rodzaju procesu (spawanie bądź lutospawanie) i zależy nie tylko od wielkości i geometrii odchyłek trajektorii styku, ale też od wielkości i właściwości fizycznych jeziorka roztopionego metalu, które są zależne od rodzaju materiałów dodatkowych oraz podstawowych parametrów procesu. literatura [1] brockmann r., mann k.: disk lasers enable industrial manufacturing – what was achieved and what are the limits? laser technik journal, 2007, vol. 4, no. 3, p. 50-53. [2] materiały reklamowe, materiały ofertowe i dokumentacja uradzeń firmy trumpf www.trumpf-laser.com [3] scansonic, scapacs® system integration, scansonic, berlin, 2007. [4] staufer h., ruhrnosl m., miessbacher g.: laserhybrid welding and lasebrazing: state of the art in technology and practice by the examples of the audi a8 and vw-phaeton, fronius international gmbh, wels austria. [5] thomy c., seefeld t., vollertsen f.: laser and laser-gma welding applications using high power fiber laser, 1st international fraunhofer workshop on fiber lasers, fraunhofer iws, dresden, 22 november 2005. [6] trumpf gmbh + co. kg. http://www.de.trumpf.com/produkte/ lasertechnik/ produkte/festkoerperlaser/scheibenlaser/trudisk. html. 10.05. 2010. a) b) a) b) c) d) ps 5 2017 www 1 54 przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 zastosowanie widm wyższych rzędów  do analizy sygnałów napięcia spawania application of wavelet transform to analysis of welding voltage signals dr hab. inż. marek fidali – politechnika śląska. autor korespondencyjny/corresponding author: marek.fidali@polsl.pl streszczenie w artykule zaprezentowano wyniki badań nad zastosowaniem widma trzeciego rzędu do analizy sygnałów napięcia spawania. widma wyższych rzędów w przeciwieństwie do powszechnie stosowanego widma mocy sygnału zachowują informację o zależnościach fazowych i pozwalają w pełni scharakteryzować niestabilności procesu spawania, co potwierdzają przeprowadzone badania. słowa  kluczowe: mag; monitorowanie spawania; analiza widmowa wyższych rzędów abstract the article presents results of research on the application of third-order spectrum to analysis of the welding voltage signals. higer-order spectra in contrast to the commonly used power spectrum carry information phase and allow to fully characterize the instability of the welding process which is confirmed by studies carried out. keywords: gma; welding monitoring; higher order spectral analysis wstęp trwająca czwarta rewolucja przemysłowa nazywana również przemysłem 4.0, stawia ambitne wyzwania przedsiębiorstwom pod kątem automatyzacji i kontroli jakości produkcji. wyzwania te odnoszą się również do przemysłowego wykorzystania technologii spawalniczych. automatyzacja procesu spawania i bieżąca kontrola jakości złącza wymaga stosowania układów ciągłego monitorowania i kontroli sygnałów generowanych w trakcie wykonywania złącza i będących jednocześnie nośnikiem informacji o stanie procesu spawania. mowa tutaj o sygnałach procesowych takich jak natężenie prądu, napięcie łuku, natężenie przepływu gazu, prędkość podawania drutu; sygnałach resztkowych (dźwięk, drgania, temperatura); promieniowaniu elektromagnetycznym itp. [3]. skuteczna detekcja i identyfikacja niezgodności procesu spawania wymaga odpowiedniego przetwarzania i analizy sygnałów procesowych. istnieją różne metody pozwalające oceniać sygnały procesowe [2]. wykorzystują one parametry statystyczne, różnorodne przekształcenia przestrzeni wartości sygnałów (np. transformata fouriera, pca) itp. należy jednak zauważyć, że analiza sygnałów spawania nie jest zadaniem prostym ze względu na ich dynamiczny i niestacjonarny charakter oraz duży udział składowych losowych. przykładem sygnału spawania o złożonej strukturze zarówno w dziedzinie amplitud, jak i czasu jest sygnał napięcia spawania. marek fidali przeglad welding technology review w artykule przedstawiono przykład wykorzystania, znanych od dawna [6], ale bardzo rzadko stosowanych w analizie sygnałów spawania, statystyk i widm wyższych rzędów. analiza widmowa wyższych rzędow w analizie sygnałów generowanych podczas spawania powszechnie wykorzystywane są miary sygnałów bazujące na momentach drugiego rzędu, mowa tutaj głównie o funkcji korelacji, widmie mocy sygnału i ocenach liczbowych jak wartość średnia, średniokwadratowa itp. analiza sygnałów oparta na funkcji korelacji, widmie mocy sygnału czy rozkładach czasowo-częstotliwościowych posiada pewne ograniczenia w zakresie możliwości badania i opisu związków fazowych zachodzących między składowymi sygnału wynikających ze specyficznych zjawisk opisywanych przez sygnał [1,4,5]. uogólnieniem momentów drugiego rzędu są momenty wyższych rzędów i ich szczególne kombinacje nieliniowe zwane kumulantami. ogólnie kumulanta n-tego rzędu jest definiowana jako różnica między n-tym momentem sygnału x(t) i n-tym momentem równoważnego mu stacjonarnego sygnału o rozkładzie normalnym, co pozwala stwierdzić, że kumulanta przyjmuje wartości zerowe dla sygnałów o rozkładzie normalnym [1]. dla sygnału 55przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 stacjonarnego x(t) o wartościach rzeczywistych i zerowej wartości średniej e{x(t)} = 0 kumulanty pierwszego, drugiego, trzeciego i czwartego rzędu zdefiniowane są następująco [1,5]: (1) (2) (3) (4) kumulanta pierwszego rzędu jest równa wartości oczekiwanej sygnału, kumulanta drugiego rzędu to kowariancja. dla zerowych przesunięć czasowych kumulanty stają się parametrami liczbowymi opisującymi sygnał, takimi jak: wariancja c2x (0)=σx2, asymetria c3x (0,0)/σx3 i kurtoza c4x (0,0,0)/σx4. zastosowanie transformaty fouriera wobec kumulant pozwala na wyznaczenie widm wyższych rzędów, a mianowicie widma mocy sygnału s2x(f) (5), bispektrum s3x. (6) i trispektrum s4x(f1,f2,f3 ) (7) w następujący sposób [1,5]: (5) (6) (7) zastosowanie analiz bazujących na kumulantach wyższych rzędów i ich widmach umożliwia badanie statystycznych zależności pomiędzy składowymi częstotliwościowymi sygnału, wykrywanie i identyfikację składowych powstałych w wyniku występowania zjawisk nieliniowych oraz dodatkowych sprzężeń zwrotnych, a także redukcję szumów w sygnałach. metody te są szczególnie skuteczne tam, gdzie mamy do czynienia z procesami losowymi nieposiadającymi rozkładu normalnego. w artykule ograniczono się do prezentacji wyników stosowania analizy widmowej trzeciego rzędu w oparciu o bispektrum. bispektrum jest ilościową miarą sprzężenia pomiędzy składowymi częstotliwościowymi, wyznaczoną na płaszczyźnie o odpowiednich współrzędnych częstotliwościowych nazywanych biczęstotliwościami [5]. duża wartość bispektrum dla określonych par częstotliwości (i kombinacji ich sum lub różnic) wskazuje na istnienie sprzężenia częstotliwościowego pomiędzy nimi. może to oznaczać, że rozważane składowe częstotliwościowe mają wspólny generator, co w obecności nieliniowości wyższych rzędów układu może prowadzić do syntetyzowania wspólnych nowych składowych częstotliwościowych. jednym z powodów wystąpienia zjawisk nieliniowych jest kwadratowe sprzężenie fazy (quadratic phase coupling). bispektrum dodatkowo opisuje skośność funkcji gęstości rozkładu prawdopodobieństwa [4,5]. normalizacja bispektrum pozwala zdefiniować miarę przyjmującą wartości z przedziału od 0 do 1 a nazywaną bikoherencją [5]: (8) bispektrum podobnie jak widmo mocy sygnału ma własności symetrii na płaszczyźnie (f1,f2), co pozwala na ograniczenie obliczeń i prezentację wartości w obszarze nieredundantnym w postaci wykresów trójwymiarowych lub map. ze względu na własności symetrii można wskazać obszar nieredundantny nazywany dziedziną główną (rys.1) zdefiniowany przez trójkąt o wierzchołkach (0,0), ((fs/3,fs/3)) i (fs/2,0), gdzie fs jest częstotliwością próbkowania [5]. w przypadku analizy sygnału procesu spawania, w którym mogą pojawić się niestabilności, celowa jest segmentacja realizacji sygnału na, krótsze podrealizacje, z których wyznaczane mogą być statystyki widma wyższych rzędów. ponieważ wartości widm wyższych rzędów są zdefiniowane przez wielowymiarowe macierze wartości, konieczne jest określenie parametru liczbowego, opisującego całkowitą moc sygnału w dziedzinie głównej. dla potrzeb niniejszych badań zdefiniowano parametr będący sumą wartości kwadratowych wyliczanych ze znormalizowanych wartości widma wyższego rzędu. w przypadku bikoherencji można go zdefiniować następująco: (9) gdzie b(f1,f2) jest funkcją bikoherencji. w przypadku, gdy sygnał będzie sygnałem losowym o rozkładzie gaussa, należy się spodziewać, że wartości bikoherencji będą wynosiły 0, a zatem i parametr s będzie równy zero lub będzie miał wartość bardzo niską. w przypadku silnych nieliniowości w bispektrum pojawią się intensywne składowe co wpłynie również na znaczący wzrost wartości parametru s. analizowane sygnały dla potrzeb analiz z zastosowaniem widm wyższych rzędów wykorzystano rzeczywiste sygnały napięcia zarejestrowane w trakcie spawania odpowiednio przygotowanych próbek wykonanych z prostokątnych blach ze stali s235jr (en 10027-1) o rozmiarach 300 x 150 x 5 mm. do spawania wykorzystano zmechanizowane stanowisko do prostoliniowego spawania metodą mig/mag (rys. 2). jako materiał dodatkowy stosowano drut elektrodowy lity o średnicy 1,2 mm. osłonę gazową stanowiła mieszanka m21 (82%ar + 18%co2). nominalne parametry spawania zaprezentowano w tablicy 1. rys. 1. nieredundantny obszar wartości bispektrum przedstawiający dziedzinę główną fig.  1. the non-redundant part of the bispectral plane, showing the principal domain prąd spawania [a] 240 napięcie spawania [v] 25 prędkość spawania [cm/min] 32 prędkość podawania drutu [m/min] 7,4 natężenie przepływu gazu osłonowego [l/min] 15 wystający odcinek elektrody [mm] 15 tablica i. nominalne parametry spawania łukowego metodą mag table i. nominal parameters of gma arc welding 56 przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 na stanowisku badawczym przeprowadzono szereg eksperymentów w trakcie, których symulowano różne nieprawidłowości procesu spawania wpływając tym samym na cechy jakościowe złącza spawanego. symulowano takie stany procesu spawania jak: s1 – spawanie bez zakłóceń; s2 – spawanie, w trakcie którego nastąpił zanik przepływu gazu osłonowego; s3 – spawanie blach z nieprawidłowym przygotowaniem krawędzi od strony grani (otwory); s4 – spawanie blach z zabrudzeniami olejowymi na łączonych powierzchniach; s5 – spawanie, podczas którego następowały zmiany wartości prądu; s6 – spawanie w trakcie którego dokonywano zmian napięcia spawania; s7 – spawanie blach o nierównoległych (rozszerzających się) krawędziach. eksperymenty przeprowadzono w ramach projektu badawczego nr n504 281937 pt. metodologia diagnozowania procesu spawania z wykorzystaniem fuzji obrazów realizowanego w instytucie podstaw konstrukcji maszyn przy współpracy z pracownikami katedry spawalnictwa, politechniki śląskiej. na rysunku 3 przedstawiono widok połączenia spawanego od strony lica i grani uzyskanego podczas spawania, w trakcie którego wystąpił dwukrotny zanik przepływu gazu osłonowego. wyniki badań sygnały napięcia zarejestrowane podczas spawania poddano analizie wykorzystując widma wyższy rzędów. ze względu na ograniczenia objętościowe, w artykule przedstawiono wyniki analizy sygnału zarejestrowanego dla stanu s2, czyli procesu spawania blach, w trakcie którego nastąpił dwukrotny chwilowy zanik przepływu gazu osłonowego. przebieg zarejestrowanego sygnału zaprezentowano na rysunku 4. w sygnale widoczne są wyraźnie zmiany wartości amplitudy w chwili wystąpienia niestabilności. próbki sygnału zbierano z częstotliwością 10 khz. rys. 2. widok stanowiska badawczego fig. 2. view of the test bench rys. 4. przebieg sygnału napięcia zarejestrowany podczas spawania z chwilowym zanikiem osłony gazowej fig. 4. signal of voltage acquired during welding with the temporary loss of shielding gas flow rys. 3. widok złącza spawanego od strony lica a) i grani b) uzyskanego podczas spawania z chwilowym zanikiem osłony gazowej fig. 3. view of the welded joint on the face a) and root b) side obtained during welding with the momentary loss of shielding gas flow w celu wyznaczenia widma wyższego rzędu – bispektrum, z zarejestrowanego sygnału napięcia wybrano dwie podrealizacje sygnału reprezentujące proces prawidłowy (ok) i nieprawidłowy (nok). fragmenty brane do analizy zaznaczono na rysunku 4. każda podrealizacja miała długość 1,64 s. na rysunku 5 przestawiono bispektra, odpowiednio dla sygnału opisującego proces prawidłowy (rys. 5a) i nieprawidłowy (rys. 5b). widoczne są wyraźne różnice w rozkładzie składowych częstotliwościowych bispektum. a) b) u [v ] t [s] s2nok ok x105 57przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 rys. 5. bispektra sygnału napięcia zarejestrowanego podczas spawania: a) bez zakłóceń b) z chwilowym zanikiem osłony gazowej fig. 5. biscpectra of voltage signal acquired during welding: a) without disturbances b) with the temporary loss of shielding gas flow rys. 6. pierwsza ćwiartka bispektrum sygnału napięcia zarejestrowanego podczas spawania: a) bez zakłóceń b) z chwilowym zanikiem osłony gazowej fig.  6. the first quarter of biscpectra of voltage signal acquired during welding: a) without disturbances b) with the temporary loss of shielding gas flow na rysunkach widoczne są obszary symetryczne, zatem aby dokładniej zbadać strukturę częstotliwościową sygnałów skoncentrowano się na pierwszych ćwiartkach wykresu a dokładniej na obszarze nieredundantym omówionym w rozdziale 2 artykułu. na rysunku 6 zaprezentowano w postaci wykresów konturowych i trójwymiarowych widok pierwszej ćwiartki bispektrów widocznych na rysunku 5. można dostrzec, że w bispektrum sygnału zarejestrowanego dla prawidłowo realizowanego procesu spawania istnieją składowe związane z częstotliwością sieciową (50 hz) i jej harmoniczne. dominuje subharmoniczna o częstotliwości 25 hz. w przypadku bispektrum wyznaczonego dla sygnału zarejestrowanego w trakcie zaniku gazu osłonowego pojawiają się składowe o częstotliwości ok. 60 hz, a) b) a) b) 58 przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 rys. 7. sygnał parametryczny otrzymany na podstawie sumy kwadratów składowych bispektrum wyznaczanego dla segmentów sygnału napięcia spawania fig. 7. parametric signal obtained on the basis of sum of squares of bispectral components estimated for segments of signal of welding voltage natomiast liczba składowych harmonicznych jest zdecydowanie niższa. świadczy to o całkiem odmiennym charakterze sygnału z dominującym szumem o rozkładzie normalnym, dla którego widma wyższych rzędów przyjmują wartości zerowe. bazując na analizie bispektrum dla dwóch różnych stanów, postanowiono podzielić sygnał spawania na szereg krótkich podrealizacji o długości 0,128 s i dla każdego fragmentu przeprowadzić analizę bispektralną, a następnie wyznaczyć parametr s zgodnie ze wzorem (9) (por. rozdz. 2). taka operacja pozwoliła na wyznaczenie nowego sygnału parametrycznego, którego przebieg zaprezentowano na rysunku 7. w otrzymanym sygnale parametrycznym wyraźnie można dostrzec obszary, w których proces spawania odbywał się w warunkach nieprawidłowych. dalsze przetwarzanie otrzymanego sygnału parametrycznego oraz przyjęcie odpowiednich wartości progowych pozwoli na wygenerowanie sygnału diagnostycznego pozwalającego sygnalizować nieprawidłowość w procesie w tym przy padku będzie to zanik gazu osłonowego. generowanie sygnału parametrycznego wymaga określenia szerokości segmentów czasowych, dla których będzie wyznaczane widmo wyższego rzędu. zastosowana w badaniach szerokość segmentu była efektem wstępnych badań. w trakcie analizy pozostałych sygnałów zarejestrowanych w trakcie eksperymentu zaobserwowano, że szerokość segmentów jest różna dla potrzeb detekcji różnych nieprawidłowości, przy zaproponowanym sposobie wyznaczania wartości sygnału parametrycznego. podsumowanie  zaprezentowane w artykule wyniki zastosowania analizy widmowej wyższych rzędów stanowią fragment badań wstępnych prowadzonych przez autora. celem badań jest ocena możliwości zastosowania statystyk i widm wyższych rzędów do diagnozowania procesu spawania. jak pokazują uzyskane wyniki, analiza sygnałów spawania z zastosowaniem widm wyższych rzędów ma ogromny potencjał zarówno w kontekście opracowania nowych parametrów liczbowych opisujących składowe widma, jak również w zakresie detekcji i klasyfikacji różnych anomalii pojawiających się w trakcie spawania. zaproponowany parametr diagnostyczny s nie do końca uwzględnia specyfikę rozkładu składowych w bispektrum w zależność o istniejącej anomalii procesowej, dlatego konieczne jest poszukiwanie skuteczniejszych rozwiązań pozwalających na określenie zbioru cech relewantnych, które mogą być wyznaczane na podstawie wartości składowych widma w głównej dziedzinie częstotliwości. innym ważnym zagadnieniem jest opracowanie odpowiednich procedur przetwarzania sygnałów parametrycznych w celu podniesienia skuteczności detekcji nieprawidłowości procesowych. wymienione zagadnienia związane z analizą widmową wyższych rzędów sygnałów procesu spawania są przedmiotem aktualnie prowadzonych badań, których wyniki będą przedmiotem kolejnych publikacji autora. literatura [1] cholewa w., korbicz j., moczulski w., timofiejczuk a.: metody analizy sygnałów, [w] korbicz j., kościelny j.m., kowalczuk z., cholewa w. (red.): diagnostyka procesów. modele, metody sztucznej inteligencji. zastosowania, pwn, warszawa 2002, s. 115–145. [2] jiluan p.: arc welding control, woodhead publishing ltd., 2003. [3] luksa k.: monitorowanie procesów spawania. biuletyn instytutu spawalnictwa, nr 5/1999. [4] mendel, j.m.: tutorial on higher-order statistics (spectra) in signal processing and system theory: theoretical results and some applications, proc. ieee, vol. 79, pp. 278–305, 1991. [5] nikias c.l.: petropulu a.p: higher-order spectra analysis. englewood clifs nj, prentice-hall, 1993. [6] swami a., giannakis g.b., zhou g.: bibliography on higher-order statistics. signal processing 60 (1997), pp. 65–126 s [d b ] t [s] s2 – brak_gaz_k_04_u ps 11 2017 art 34 przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 badania starzeniowe płyt włóknisto-cementowych   z użyciem komory starzeniowej  aging tests of fibre-cement boards using an aging chamber dr hab. inż. krzysztof schabowicz, inż. adam sterniuk – politechnika wrocławska; dr hab. inż. janusz juraszek, prof. ath  – akademia techniczno-humanistyczna; dr  hab.  inż.  maciej  roskosz,  prof.  agh  – agh akademia górniczo-hutnicza; mgr inż. agnieszka piczak, dr inż. zbigniew jurasz – instytut badań i rozwoju motoryzacji bosmal sp. z o.o. autor korespondencyjny/corresponding author: k.schabowicz@pwr.edu.pl streszczenie w artykule przedstawiono propozycję zastosowania komory starzeniowej do badania płyt włóknisto-cementowych. badaniom poddano 3 rodzaje płyt włóknisto-cementowych poddanych procesowi starzenia w czasie 1010 godzin, przy natężeniu napromieniowania: 0,35 w/m2, temperaturze 65±3 °c, wilgotności 60%±5 rh. przyjęto następujące cykle: 102 min światło, 18 min światło i nadeszczanie próbek. zastosowano system filtrów: zewnętrzny i wewnętrzny bs. otrzymano interesujące rezultaty badań, które pozwoliły zaobserwować zmiany zachodzące w mikrostrukturze badanych płyt pod wpływem wymienionych procesów. słowa  kluczowe: badania nieniszczące; płyty włóknisto-cementowe; komora starzeniowa abstract the article presents the proposal for the application of aging chamber. three types of fibrous-cement boards were subjected to aging process to the tests for 1010 hours, at an irradiance of 0.35 w/m2, 65±3 °c, 60%±5 rh. the following cycles were accepted: 102 min light, 18 min light and then specimen deposition. a filter system was used: external and internal bs. interesting results have been obtained, which have allowed us to observe the changes taking place in the microstructure of the plates under investigation due to the processes mentioned. keywords:  non-destructive testing; fiber-cement board; aging chamber wprowadzenie na początku xx wieku czeski inżynier ludwig hatschek opracował i opatentował technologię produkcji płyty azbestowo-cementowej, którą od tego czasu nazywano eternitem – płytą włókno-cementową i wprowadzono do powszechnej produkcji wyrobów budowlanych oraz zaczęto stosować w budownictwie. charakteryzowała się ona wyjątkowymi parametrami, a mianowicie: lekkością, wytrzymałością, trwałością oraz niepalnością. azbest z czasem zastąpiono, na skutek regulacji prawnych, bezpiecznymi włóknami [1,2]. obecnie płyty włóknisto-cementowe produkowane są z naturalnych surowców takich jak cement, włókna celulozowe i polialkoholu winylowego (pva) oraz woda. ponad 50% mieszanki produkcyjnej stanowi cement. celuloza z kolei stanowi „zbrojenie” płyty, wypełnia matrycę i zapewnia właściwą ilość wody potrzebną w procesie hydratacji cementu. natomiast włókna z pva nadają odpowiednią wytrzymałość materiału. dodatkowo dla polepszenia właściwości i przyspieszenia procesu wiązania dodawane są wypełniacze na przykład kaolin, mączka wapienna i inne. wyroby budowlane wytwarzane z włókno-cementu są stosowane w budownictwie jako materiał budowlany krzysztof schabowicz, janusz juraszek, maciej roskosz, agnieszka piczak, zbigniew jurasz, adam sterniuk przeglad welding technology review i wykończeniowy dla elewacji wentylowanych, okładzin wewnętrznych i dachów [1,2,6÷8]. na rysunku 1 przedstawiono przykładowe realizacje budynków, w których zastosowano elewacje wykonane z płyt włóknisto-cementowych. płyty włóknisto-cementowe stosowane na zewnątrz narażone są na działanie różnych warunków środowiskowych takich jak zmiany temperatury, insolacja słoneczna, promieniowanie uv, opady deszczu itp. ważne jest w jaki sposób wpływa to na założoną funkcjonalność i trwałość badanych płyt. z tego powodu istnieje potrzeba prowadzenia badań tego typu materiałów uwzględniających czynniki, na które będą narażone podczas eksploatacji. badania takie powinny dać możliwość kontroli zmian na powierzchni i mikrostruktury danego materiału. należy zaznaczyć, że dotychczas większość badań materiałów wykonanych z włókno-cementu ograniczała się tylko do określania normowych parametrów fizyko-mechanicznych [3,6]. w literaturze spotkać można także rezultaty badań wykonanych z wykorzystaniem metod nieniszczących między innymi metody ultradźwiękowej i metody emisji akustycznej [4,5,9]. doi:.http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v89i11 .831 35przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 autorzy niniejszego artykułu podjęli próbę wykorzystania komory starzeniowej badania struktury materiałów włóknisto-cementowych i oceny wpływu czasu na jego powierzchnię i strukturę. opis badań badaniom poddano płyty włóknisto-cementowe o różnym składzie i zastosowaniu. podczas badania oceniano zarówno wygląd przekroju płyty po procesie produkcyjnym, jak i wpływ symulowanych warunków eksploatacyjnych. płyty przed badaniem były poddane procesowi starzenia w komorze starzeniowej w czasie 1010 godzin, przy natężeniu napromieniowania: 0,35 w/m2, temperaturze 65±3 °c, wilgotności 60%±5 rh. przyjęto następujące cykle: 102 min światło, 18 min światło i nadeszczanie próbek. zastosowano system filtrów: zewnętrzny i wewnętrzny bs. w badaniach wykorzystano urządzenie: xenon arc weather-ometer ci 3000+ firmy atlas, które pokazano na rysunku 2 oraz spektrofotometr color i5, x-rite. wyniki badań i ich analiza na rysunku 3 pokazano przykładowe zestawienie widm dyfuzyjnych (odbicie wiązki pomiarowej od powierzchni próbek) dla powierzchni oznaczonej „x” oraz „o”, a na rysunku 4 zestawienie uśrednionych widm ramanowskich dla strony opisanej jako „o” oraz „x”. w badaniach spektrofotometrycznych obie płaszczyzny płytek różnią się pod względem budowy chemicznej. lepiej widać to na badaniach dyfuzyjnych (odbicie wiązki pomiarowej od powierzchni płytek) optycznie nie stwierdzono istotnych różnic. rys. 2. widok wykorzystanej do badań komory starzeniowej (a) [10] i spektrofotometru (b) [11] oraz widok stanowiska badawczego (c) fig. 2. the view of aging chamber using during the test (a) [10] and spectrophotometer (b) [11], and view of research position (c) rys. 1. widok przykładowych elewacji budynków wykonanych z wykorzystaniem płyt włóknisto-cementowych fig. 1. examples of building facade with fiber-cement boards rys. 3. zestawienie widm dyfuzyjnych dla powierzchni oznaczonej „x” oraz „o” fig.  3. comparison of diffusion spectra for surfaces marked “x” and “o” w widmach można zaobserwować charakterystyczne obszary drgań grup -oh dla liczb falowych ok. 3400 cm-1. na stronie „x” widoczne jest obniżenie tego pasma. ubytek grup -oh w przypadku żywic stosowanych do wytwarzania materiałów hybrydowych może świadczyć o postępującym a bs or bc ja widmo [cm-1] a) b) c) 36 przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 tablica i. zestawienie wyników badań zmiany barwy table i. summary of color change test results rys. 4. zestawienie uśrednionych widm ramanowskich dla strony opisanej jako „o” oraz „x” fig. 4. a summary of average raman spectra for pages described as “o” and “x” procesie sieciowania (utwardzania żywic). potwierdzeniem tego procesu może być pojawienie się bardzo intensywnego pasma ugrupowań zawierających oscylatory c-o w widmie „x”. może to być również efektem procesów utleniania żywicy. zmiana struktury chemicznej i nadcząsteczkowej ujawnia się również poprzez rozmycie pasm. na widmach ramanowskich ujawniają się w szczególności pasma oscylatorów symetrycznych. intensywne pasma pochodzą od obszarów krystalicznych o jednakowej sekwencji ugrupowań bez silnych naprężeń wewnętrznych. strona „x” charakteryzuje się większą anizotropią struktury ∆l* ∆a* ∆b* ∆e*ab stopień szarej skali wg pn-en iso 105-a05:2000 -0,40 0,48 2,07 2,16 ± 0,42 4 nadcząsteczkowej co ujawnia się w postaci zaniku i rozmywania pasm. może to być efektem sieciowania się polimeru bazowego i tym samym powstawania większych naprężeń międzycząsteczkowych. jest to w pewnym stopniu potwierdzenie wcześniejszych obserwacji. w wyniku oddziaływań zewnętrznych obie strony (powierzchnie zewnętrzne do głębokości kilkunastu mikrometrów – penetracja wiązki pomiarowej) badanego materiału kompozytowego posiadają odmienne właściwości fizykochemiczne. wyniki zmiany barwy przedstawiono za pomocą różnicy współrzędnych w przestrzeni barw cielab, wg cie 15.3:2004. wyniki tych badań przedstawiono w tablicy i. warunki pomiaru były następujące: geometria d/8 spin (ze składową połysku), iluminant d65, obserwator 10°. badana próbka zmieniała się w kierunku barwy żółtej (parametr ∆b*). wystąpiła również niewielka, ale dostrzegalna zmiana jasności (parametr ∆l*) oraz przesunięcie w kierunku barwy czerwonej (parametr ∆a*). ogólna zmiana barwy ∆e*ab wynosi 2,16, oznacza to, że próbki będą wyglądały tak samo, jeśli nie sąsiadują ze sobą. literatura [1] informacje ze strony internetowej: http://www.euronit.de/ [2] informacje ze strony internetowej: http://www.cembrit.com/ [3] pn-en 12467:2013-03e – płyty płaskie włóknisto-cementowe. charakterystyka wyrobu i metody badań. [4] drelich r., gorzelańczyk t., pakuła m., schabowicz k.: automated control of cellulose fibre cement boards with a non-contact ultrasound scanner, automation in construction, 57, pp. 55-63, 2015. [5] gorzelańczyk t., schabowicz k.: non-destructive testing of moisture in cellulose fiber cement boards, 11th european conference on non-destructive testing (ecndt), prague, 2014. [6] gorzelańczyk t., schabowicz k.: badania płyt włóknisto-cementowych zawierających materiały z recyklingu, materiały budowlane, nr 10, s. 27-29, 2015. [7] gorzelańczyk t., schabowicz k.: rewitalizacja elewacji budynków z zastosowaniem płyt włóknisto-cementowych, materiały budowlane, nr 11, s. 163-165, 2015. [8] schabowicz k., gorzelańczyk t., szymków m.: elewacje wentylowane, architektura murator, nr 6, dod. warsztat architekta, nr 3, s. 36-53, 2017. [9] gorzelańczyk t., schabowicz k., szymków m.: nieniszczące badania płyt włóknisto-cementowych z wykorzystaniem emisji akustycznej, przegląd spawalnictwa, vol. 88, nr 10, s. 35-38, 2016. [10] informacje ze strony internetowej: http://atlas-mts.com/ [11] informacje ze strony internetowej: http://www.xrite.com/ podsumowanie  w artykule przedstawiono propozycję zastosowania komory starzeniowej do badania płyt włóknisto-cementowych. badaniom poddano płyty włóknisto-cementowe o różnym składzie i zastosowaniu. płyty przed badaniem były poddane procesowi starzenia w komorze starzeniowej w czasie 1010 godzin. uzyskano interesujące rezultaty badań, które pozwoliły zaobserwować zmiany zachodzące w mikrostrukturze badanych materiałów pod wpływem przyśpieszonego starzenia. analiza obrazów przekrojów płyt uzyskanych zarówno bezpośrednio po produkcji jak i eksploatacji pozwala na określenie stanu płyt nowych jak i eksploatowanych, ich składu oraz degradacji. uzyskane wyniki pozwalają na zaplanowanie szerszego programu badań mających na celu określenie procesów zużycia płyt włóknisto-cementowych oraz opracowania metodyki określania ich stanu technicznego na podstawie badań nieniszczących. artykuł.powstał.w.ramach.interdyscyplinarnego.projektu.naukowo-badawczego.nr.01/02/2017.pn ..nieniszcząca.diagnostyka. obiektów.budowlanych.i.technicznych.w.aspekcie.zapewnienia.bezpieczeństwa.i.niezawodności.ich.eksploatacji,.. realizowanego.w.akademii.techniczno-humanistycznej.w.bielsku-białej,.. przy.współpracy.pracowników.politechniki.śląskiej.i.politechniki.wrocławskiej.. oraz.doosan.babcock.energy.polska.s .a ..i.instytutu.badań.i.rozwoju.motoryzacji.bosmal.sp ..z.o .o . in te rw ał przesunięcie ramana [cm-1] 22 welding technology review vol. 90 12/2018 evaluation of spot welding joints by ultrasonic method dr inż. dariusz ulbrich, inż. zbigniew strumiński, dr inż. jakub kowalczyk, mgr inż. daria stępak – poznan university of technology, poland; corresponding author: dariusz.ulbrich@put.poznan.pl introduction resistance spot welded joints are currently most commonly used to connect vehicle body elements. in addition to these joints, adhesive, brazed and laser welded joints are also used. on one car body, on average, there may be approx. 6000 spot welded joints, which are designed to ensure adequate stiffness and durability of the body during its operation. the quality of spot welds is determined by the parameters of the welding process [1,2]. nevertheless, at the stage of car body production, vehicle manufacturers require the use of a control to confirm the quality of the joints made. testing of spot welded joints is carried out using both destructive and non-destructive methods. in the case of the first of the aforementioned groups of methods, the merging of the joint and the assessment of its structure and defects under the microscope dominate, but dereferencing and breaking of the joint is also used. the second group of methods – non-destructive – is dominated by the ultrasonic method [4÷6], which allows to evaluate the connection without interfering with its structure. in welded joint tests, the systems for assessing the welded connection in real time can also be used, which check the quality of each joint on a regular basis during production [7,8]. these systems are based on neural networks and are based on measuring the electrical paramedariusz ulbrich, zbigniew strumiński, jakub kowalczyk, daria stępak ters of the welding process. in recent years, there have also been devices that allow to visualize the diameter of the weld nugget [9]. they are based on the ultrasonic method, but allow, unlike a standard flaw detector, to visualize the joint. the main purpose of the tests was the ultrasonic and destructive evaluation of spot welded joints that were made for various parameters of the welding process. conduct of the study the tests were carried out in the non-destructive testing laboratory of the poznan university of technology. samples of 0.8 and 1.2 mm thick steel sheets were used, electrogalvanized on both sides, which are used at the stage of manufacturing modern car bodies. the welded joints were made using a manual welder, and the electrodes had a diameter of 16 mm and a front of 4.5 mm. constant electrode pressure was applied during the welding process, which was 2.5 kn. the welding process time was 0.28 s, and the process itself consisted of two impulses. the samples were made at different welding currents (5.0, 5.9, 6.9, 7.9 ka), and the view of one of them is shown in figure 1. keywords: ultrasonic testing; automotive vehicles; car body; spot welded joint doi: http://dx.doi.org/10.26628/wtr.v90i12.985 abstract the basic connection used in the construction of vehicle bodies is the spot welded connection. on average, there are about 6,000 such connections on the car body. despite the fact that this type connections have been used at the of vehicle manufacturing stage for many years, it is necessary to control the quality of spot welds in order to achieve high quality, stiffness and durability of the whole car body. there are two groups of methods for assessing the quality of spot welds, which include destructive and non-destructive methods, in particular ultrasonic methods. the article presents selected results of ultrasonic inspection of spot welds of vehicle body and verification-using destructive tests. ultrasound transducer with a water delay line and a frequency of 20 mhz were used. the number of return echoes from the connection area and the rws parameter were determined. metallographic examinations of connection area were also made and shear force for connections of different quality (change in welding current intensity) was determined. 23welding technology review vol. 90 12/2018 fig. 1. view of the spot welded connections fig. 3. the view of the ultrasonic flaw detector screen and metallo graphic section from too small nugget fig. 2. the view of ultrasonic flaw detector screen for the high quality spot welded connections fig. 4. the view of the flaw detector screen and the metallographic section of the weld nugget with defects fig. 5. measurement of the weld core diameter the prepared samples were subjected to ultrasonic testing using a modern ultrasonic flaw detector and a transducer with water delay line. each sample was subjected to ultrasonic testing seven times, which was determined on the basis of the coefficient of variation after 30 measurements on one weld. during the measurements, the number of return echoes, the number of intermediate echoes and the rws parameter were saved, i.e. the thickness of plates after the joint was made. an exemplary view of the flaw detector screen and the view after the macroscopic observations during the implementation of basic research are shown in figure 2 (good quality joint), figure 3 (joint with too small diameter of the weld nugget), figure 4 (joint with existing defects in the weld nugget). research results the results of ultrasonic and mechanical tests (shearing tests) are summarized in table i. a total of 28 welded joints were tested (7 for each welding current) and seven ultrasonic measurements were made at each of the spot welded joints. analyzing the summarized test results in table i, it should be stated that the minimum diameter of the weld nugget, for the car body sheets used, should be 3.6 mm, and the minimum shear force is 2.3 kn. on the basis of the obtained results, it can be stated that with the increase of the welding current the diameter of the weld nugget also increases. in the case of a welding current of 5.0 ka, the lack of fusion of the car body sheets was obtained for all of the joints, which was connected with the lack of the weld nugget. low quality of these connections have not only been confirmed by ultrasonic testing, but also by a shearing test and the lowest obtained average shear force for all tested samples. in addition, for the 5.0 ka current, the minimum diameter of the weld nugget could not be determined because the joint penetration and the connection of zinc layers occurred. this is an undesirable phenomenon (no connection of the main material, connection only in the area of the protective layer) and in the future corrosion centers could be formed in the area of these joints. the remaining samples of welded joints are of high quality, as evidenced by the results of ultrasonic tests (the number of return echoes, the lack of intermediate echoes and the value of the rws parameter at the level of approx. 1.6÷1.8). also the obtained weld nugget diameters after the tearing of samples, which are higher than the minimum required diameter confirm the high quality of connections. the results of ultrasonic measurements were verified on the basis of mechanical tests – shearing tests carried out on a universal testing machine. after the samples were torn apart, each weld was subjected to measurement of the diameter of the weld nugget in two perpendicular directions, and the average value was taken as the final result. an exemplary result during the measuring of the weld nugget is shown in figure 5. 24 welding technology review vol. 90 12/2018 table i. average values of parameters obtained during ultrasonic and mechanical tests of spot welded connections welding current [ka] ultrasonic measurement shearing test uwagireturn intermediate echoes intermediate echoes rws force [kn] diameter [mm] 5.0 5.2 3.2 1.65 1.86 brak low quality of the connection – lack of fusion, no diameter of the weld nugget 5.9 6 0 1.77 4.01 4.2 high quality of the connection 6.9 5 0 1.72 4.86 5.8 high quality of the connection 7.9 6 0 1.66 5.11 6.9 high quality of the connection references [1] a. klimpel, spawanie zgrzewanie i cięcie metali, wnt, warszawa (1999). [2] h. papkala, zgrzewanie oporowe metali, wydawnictwo kabe, krosno (2003). [3] m. vural, a. akkus, the ultrasonic testing of the spot welded different steel sheets, journal of achievements in materials and manufacturing engineering (2006), vol. 18. [4] r. maev, a. chertov, w. regalado, a. karloff, p. lichaa, t. phan, real time ultrasonic system for resistance spot weld inspection. integration in assembly line, 4th international candu in-service inspection and ndt in canada, 18-21 june (2012), toronto, canada. [5] m.f.m. yusof, m.a. kamaruzaman, m. zubair, m. ishak, detection of defects on weld bead through the wavelet analysis of the acquired arc sound signal, journal of mechanical engineering and sciences (2016), vol. 10 (2), 2031-2042. summary taking into account the research and the conclusions obtained, the following statements can be made: – ultrasonic method with the use of modern ultrasonic flaw detectors and a 20 mhz transducer with water delay line allows for non-destructive assessment of the quality of spot welded joints of modernly produced car bodies, including those made on 0.8 and 1.2 mm sheet metals electrogalvanized on both sides. – the parameters used for the ultrasonic evaluation of the quality of welded joints are primarily the rws number of echoes and intermediate echoes returning from the bottom of the sample and the area of the evaluated joint. – with the increase in the welding current, the diameter of the weld nugget and the shear force necessary to destroy the joint also increased. ultrasonic and mechanical tests were performed for selected combinations of sheets, therefore it is necessary to perform tests for a combination of other (thicker) car body plates at a later stage. [6] a. sifa, a s. baskoro, s. sugeng, b. badruzzaman, t. endramawan, identification of the thickness of nugget on worksheet spot welding using non destructive test (ndt) – effect of pressure, iop conference series: materials science and engineering (2018), 306. [7] a. ambroziak, z. koralewicz, m. korzeniowski, p. kustroń, metody kontroli jakości zgrzein punktowych w czasie rzeczywistym, eksploatacja i niezawodność (2005), 61-66. [8] j. kozaczyński, z. mikno, p. stodolny, system do kontroli jakości połączeń zgrzewanych w oparciu o sieci neuronowe, przegląd spawalnictwa (2004), vol.76 5-7, 62-67. [9] http://www.biomech.pwr.wroc.pl/wp-content/uploads/2016/09/ pdzaawansowane-metody-ultrad%c5%bawi%c4%99kowej-kontroli.pdf – dostęp 10.10.2018. © 2019 by the authors. submitted for possible open access publication under the terms and conditions of the creative commons attribution (cc by) license (http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/). ps 01 2017 www.pdf 5przegląd  spawalnictwa vol. 89 1/2017 analiza uwarunkowań  zapewnienia prawidłowej trajektorii  w zrobotyzowanych aplikacjach  spawania łukowego mig/mag analysis of proper trajectory assurance in robotized applications of mig/mag welding dr inż. paweł cegielski – politechnika warszawska. autor korespondencyjny/corresponding author: pcegiels@wip.pw.edu.pl streszczenie robotyzacja spawania, w przeciwieństwie do mechanizacji i prostej automatyzacji, pozwala na niemal dowolne kształtowanie trajektorii, po jakiej poruszać się będzie narzędzie, np. spawalniczy uchwyt elektrodowy, nawet w połączeniu z równoczesnymi ruchami odpowiednio zsynchronizowanego pozycjonera czy toru, poruszającego robot. przyczyną błędów i niezgodności spawalniczych mogą być problemy z prawidłowym odtwarzaniem zadanej trajektorii przez nieprawidłowo zaprogramowany bądź wyeksploatowany robot. w artykule przedstawiono ogólne zagadnienia sterowania oraz autorską metodykę określania błędów pozycjonowania robota spawalniczego wraz z analizą przyczyn i konsekwencji nieprawidłowej pracy napędów. słowa  kluczowe: robot spawalniczy; trajektoria; zużycie; spawanie łukowe abstract the welding process with the use of industrial robot, comparing to mechanized processes, allows for almost arbitrary trajectory forming of the movement of a tool being used, such as e.g. welding electrode holder. this can be combined with the simultaneous movements of synchronized positioner or on the robot moving rail. possible welding imperfections that might occur can result either of the improper following up the programmed trajectory or robot inaccuracy. some general issues of a robot control as well as author’s methodology of the identification of robot positioning errors are described in this paper. an analysis and results of improper action of power transmissions used is also presented. keywords: welding robot; trajectory; wear; arc welding wprowadzenie robot spawalniczy pozwala na powtarzalne wykonywanie w ramach pojedynczego cyklu roboczego wielu spoin o różnym kształcie i położeniu w przestrzeni, także w połączeniu z równoczesnymi ruchami odpowiednio zsynchronizowanego pozycjonera czy toru jezdnego. niestety, nawet jeśli spawane elementy i oprzyrządowanie przygotowane będą z najwyższą starannością [3,4], a także zachowane zostaną wysokie standardy wyznaczania i utrzymania punktu roboczego tcp [2], nieprawidłowo zaprogramowany bądź nadmiernie wyeksploatowany ropaweł cegielski przeglad welding technology review bot może spowodować błędy pozycjonowania i w konsekwencji niezgodności spawalnicze. nieprawidłowości związane z programowaniem to przede wszystkim niestosowanie prawidłowych definicji w odniesieniu do ruchu roboczego spawania. nadmierne wyeksploatowanie jest objawem zużycia maszyny, rozumianego jako utrata (obniżenie) pierwotnych właściwości i parametrów. zużycie może być naturalne, zmęczeniowe, a także ekonomiczne (zwane „moralnym”), np. ze względu na postęp techniczny. obydwa zagadnienia omówione zostaną szerzej w dalszej części artykułu. 6 przegląd  spawalnictwa vol. 89 1/2017 elementy sterowania robotów sterowanie (regulacja) to działanie na określony układ (obiekt sterowany), za pomocą sygnałów wejściowych, mające na celu zapewnienie jego zachowania się w żądany sposób – tak, aby sygnały wyjściowe osiągnęły założoną wartość. niepożądane i nieplanowane sygnały wejściowe to zakłócenia. sterowanie może być ręczne, tzn. takie, w którym człowiek odgrywa rolę przynajmniej jednego członu układu sterowania, lub automatyczne, wykorzystujące specjalnie w tym celu skonstruowany układ – regulator. sterowanie automatyczne może dotyczyć zarówno najprostszych systemów o ograniczonych możliwościach kształtowania toru ruchu, realizujących proste cykle robocze, jak i robotów przemysłowych. w sensie ogólnym, automat jest urządzeniem zawierającym odizolowane od środowiska przetworniki informacji oraz sztuczne receptory (czujniki) i efektory (elementy wykonawcze). działanie receptorów, jako efekt wpływu otoczenia, wywołuje z kolei działanie efektorów, a odbywa się to bez udziału człowieka (rys. 1). strefy: obsługowa i pomiarowa wyznaczają tzw. otoczenie techniczne automatu (robota), natomiast środowisko, w którym pracuje, to zbiór mechanizmów i urządzeń niewchodzących w jego skład. pozostają one w interakcji, przy czym bezpośrednie oddziaływanie pomiędzy automatem i środowiskiem jest efektem niedoskonałości izolatorów i ma charakter przeważnie niekorzystny, zakłócając jego pracę. [10]. rys. 1. struktura systemu współdziałania automatu z otoczeniem [10] fig.  1. the structure of cooperation between an automat and its neighbourhood [10] sterowanie, zarówno ręczne, jak i automatyczne, może odbywać się w układzie zamkniętym oraz otwartym. podczas sterowania w układzie zamkniętym, operator (człowiek) lub automatyczny regulator (układ sterujący) otrzymują, w odpowiedniej formie (napięcie, wskazania miernika itp.), bieżące informacje o stanie wielkości wyjściowych sterowanego obiektu. następnie, informacje te są wykorzystywane do korygowania nastaw wielkości wejściowej przez sprzężenie zwrotne – sterowanie z ujemną pętlą sprzężenia zwrotnego. stabilizuje to przebieg sterowanego procesu i pozwala na wyeliminowanie wpływu wielkości zakłócających. sterowanie automatyczne z pętlą sprzężenia zwrotnego (jedną lub wieloma pętlami) określane jest mianem układu automatycznej regulacji i jest właściwe m.in. dla napędów robotów przemysłowych. schemat blokowy takiego układu przedstawiono na rysunku 2, gdzie: a – węzeł sumacyjny, gdzie wartość mierzona y jest porównywana z wartością zadaną x regulowanej wielkości tak, aby wartość mierzona y równała się wartości zadanej x. b – węzeł zaczepowy (pomiarowy). sterowanie jednostkami napędowymi, np. robotów, z punktu widzenia sposobu zadawania pozycji często rys. 2. schemat układu automatycznej regulacji fig. 2. the scheme of an automatic control system potocznie rozróżniane jest jako ciągłe lub dyskretne. w pierwszym przypadku wykorzystującym sterowanie ze sprzężeniem zwrotnym (serwomechanizmy), możliwe jest programowe zadawanie dowolnej prędkości, a przede wszystkim pozycji, do jakiej się przemieści napędzany mechanizm. sterowanie dyskretne, zwane także podziałowym, polega na zajmowaniu przez mechanizm tylko określonych pozycji i może wynikać: – z cech konstrukcyjnych zastosowanego napędu (np. dwustanowego pneumatycznego); – specjalnej konstrukcji mechanizmu (z podziałowym, mechanicznym blokowaniem w określonych położeniach); – z programu sterującego (podział uzyskany na drodze programowej). w odniesieniu do szerokiej grupy robotów przemysłowych przyjęto wyróżniać, ze względu na możliwość zajęcia przez poszczególne zespoły ruchu określonej liczby zadanych położeń, sterowanie: – wielopunktowe mp (ang. multi point), o większej niż dwa liczbie zadawanych pozycji przypadających na zespół ruchu, z torem opisanym w postaci kolejno po sobie następujących punktów podporowych (rys. 3a); – ciągłe cp (ang. continuos path), z zadawaniem trajektorii w postaci ciągłej ścieżki; umożliwia powtarzalne odtwarzanie trajektorii bez wykorzystania pośrednich punktów podporowych (rys. 3b); – wielopunktowe mp z interpolatorami: liniowym, kołowym czy spline (rys. 3c). rys. 3. istota tworzenia trajektorii ruchu robota przemysłowego: a) mp, b) cp, c) mp z interpolatorami fig.  3. the idea of the industrial robot movement trajectory creation: a) mp, b) cp, c) mp with interpolators b) c) a) sterowanie wielopunktowe mp odbywa się po torze wyznaczonym przez punkt: początkowy, pośrednie i końcowy, bez określania kształtu toru ruchu. dzięki jednoczesnemu przemieszczaniu kilku zespołów ruchu, z pośredniczącymi w przejściu punktami podporowymi (pośrednimi), możliwe jest dowolne kształtowanie toru ruchu. przy sterowaniu ciągłym cp kontrolowane jest zarówno odchylenie od zadanego toru, jak i prędkość ruchu. obecnie, w odniesieniu do szerokiej grupy uniwersalnych robotów przemysłowych, sterowanie przyjmuje najczęściej postać wielopunktową mp, 7przegląd  spawalnictwa vol. 89 1/2017 uzupełnioną o interpolatory (np. liniowy czy kołowy). dzięki temu, możliwe staje się przemieszczenie po precyzyjnie określonej linii ciągłej, np. prostej, między parami kolejnych punktów podporowych toru. układy napędowe przy sterowaniu zespołami ruchu pozycjonowanymi w całym zakresie przemieszczeń (mp, cp) muszą zapewnić możliwość osiągania stabilnych położeń w dowolnych punktach. w tym celu stosowane są serwonapędy, zawierające przetworniki położenia wytwarzające sygnały sprzężenia zwrotnego, informujące o rzeczywistym położeniu napędzanej osi. ze względu na charakter zmian wartości zadanej wyróżnia się dwa typy regulacji położenia [9]: – przestawianie – typowe dla sterowania wielopunktowego mp. charakteryzuje się wymuszaniem następnej wartości zadanej dopiero po uzyskaniu, z określoną dokładnością, poprzedniej wartości zadanej (rys. 4), gdzie: x(t) – zmiany położenia, tr1, tr2 – czasy regulacji, εs – odchyłka statyczna. – nadążanie – charakterystyczne dla sterowania ciągłego cp (w tym sterowania wielopunktowego z interpolatorami). w odróżnieniu od przestawiania nadążanie cechuje się ciągłymi zmianami wartości zadanej, ma więc charakter dynamiczny. rys. 4. regulacja położenia przestawianie [9] fig. 4. the location regulation – transposition [9] elementy programowania  ruchu roboczego podczas spawania programowanie zautomatyzowanych maszyn manipulacyjnych, w tym robotów przemysłowych, polega na wprowadzeniu do pamięci jej układu sterowania, dla każdego kolejnego kroku, algorytmu jej pracy w postaci [9]: – instrukcji, określającej rodzaj działania podstawowego, jakim jest przemieszczenie i pomocniczego, określającego współpracę ze środowiskiem roboczym; – argumentów instrukcji, określających zakres i parametry określonych instrukcją działań. do najważniejszych powinności układu sterowania robota przemysłowego zaliczyć należy sterowanie zespołami ruchu, pozycjonowanymi w całym zakresie przemieszczeń. zagadnienie to obejmuje m.in. ustalenie kierunków, prędkości i ewentualnych przyspieszeń ruchu poszczególnych członów (sterowanych osi układu nośnego), a także koordynację między ruchami wykonywanymi jednocześnie, w dwóch lub w n>2 osiach [5]. roboty przemysłowe, posiadające wieloosiowe zespoły ruchu o szerokim zakresie przemieszczeń, umożliwiają szybkie przystosowanie do wykonywania różnych operacji, w tym odtwarzanie złożonych trajektorii ruchu. ich układy sterowania pozwalają na łatwe zaprogramowanie, np. metodami uczenia, oraz osiąganie stabilnych położeń w dowolnych punktach przestrzeni roboczej. jak już wspomniano, jedną z przyczyn błędów pozycjonowania i w konsekwencji niezgodności spawalniczych mogą być problemy z prawidłowym odtwarzaniem zadanej trajektorii wskutek nieprawidłowo zaprogramowanego ruchu roboczego. podstawowy sposób programowania ruchu w szerokiej grupie robotów przemysłowych, w tym spawalniczych, odpowiada sterowaniu wielopunktowemu mp. w jego trakcie możliwe jest jednoczesne przemieszczanie kilku zespołów napędowych (osi), pozwalające na swobodne kształtowanie toru, po jakim porusza się organ roboczy. niestety, równoczesny ruch wszystkich osi koniecznych dla danego przemieszczenia pociąga za sobą nieznaną trajektorię (dla robotów z osiami obrotowymi zwykle w kształcie łuku) i prędkość, zwykle wyższą od zadanej z uwagi na konieczność pokonania większej drogi (rys. 5 – linia oznaczona qlin). jest to zatem rozwiązanie podstawowe, które praktycznie nie powinno być stosowane w odniesieniu do bezpośredniego programowania ruchów roboczych, np. trajektorii spoin. skutecznym rozwiązaniem zagadnienia kontroli programowanej trajektorii, a zarazem kompromisem pomiędzy sterowaniem mp a ciągłym cp, jest sterowanie wielopunktowe mp uzupełnione o interpolatory: liniowy, kołowy, a nawet typu spline (rys. 3c i 5). możliwa staje się synchronizacja ruchów poszczególnych osi składowych w celu realizacji przemieszczenia po określonej linii ciągłej – na ogół prostej lub kołowej, między parami kolejnych punktów toru. jest to tzw. sterowanie „niby-ciągłe”, z ciągłą kontrolą toru ruchu i prędkości pomiędzy punktami podporowymi, obecnie dominujące w szerokiej grupie robotów uniwersalnych, także spawalniczych. dla przypadku pokazanego na rysunku 5 ruch z zadaną interpolacją liniową (lin), zaprogramowany pomiędzy kolejnymi punktami a i b, spowoduje przejście liniowe tylko tej części narzędzia, która została prawidłowo zadeklarowana jako punkt roboczy (tcp), nawet jeśli orientacje (pochylenie) narzędzia były różne w punktach początkowym i końcowym. rys. 5. istota ruchów interpolowanych liniowo (lin) fig. 5. the idea of linear interpolation movements (lin) błędem programisty, skutkującym nieprawidłowym odtwarzaniem trajektorii, jest programowanie ruchów roboczych, np. spawania, bez udziału interpolatorów. przyczyną takiego stanu, oprócz nieuwagi czy niewiedzy, mogą być pozorne korzyści wynikające ze stosowania ruchów bez interpolacji. najważniejszą, jest wykonalność ruchu nieinterpolowanego, rozumiana jako zdolność do znalezienia ścieżki pomiędzy dwoma następującymi po sobie, wskazanymi w trakcie programowania punktami toru ruchu. przeciwnie, ruchy interpolowane nie zawsze mogą być wykonane we wskazanym zakresie przemieszczenia, głównie za sprawą osiągania przez niektóre osie położeń krytycznych (poza granicą ruchu). niestety, brak interpolacji podczas programowania robotów z osiami obrotowymi (a więc większości spawalniczych o strukturze antropomorficznej) zawsze skutkuje odchyleniem od linii prostej pomiędzy zadanymi punktami toru (rys. 5). 8 przegląd  spawalnictwa vol. 89 1/2017 stopień i kierunek odchylenia zależą m.in. od zakresu ruchu (odległości między zaprogramowaną parą punktów) i ich położeniem względem podstawy robota, i są niezmienne przy kolejnych powtórzeniach tej samej trajektorii. niekiedy można odnieść wrażenie liniowości ruchu nieinterpolowanego, nawet jednak 0,5 mm odchylenia przy wykonywaniu spoiny pachwinowej może skutkować niezgodnościami kształtu, a nawet przyklejeniami w środkowej części złącza [3]. poniżej przytoczono wyniki prostego eksperymentu wykonanego przy użyciu robota irp-6, polegającego na zaprogramowaniu różnych wariantów ruchu pomiędzy dwoma punktami wzdłuż prostoliniowej listwy testowej, ustawionej prostopadle do osi x układu bazowego robota (rys. 6). orientacja narzędzia ustalona była jako stała – pionowa (wariant i) oraz zmienna w jednej płaszczyźnie (odchylenie od pionu w punkcie początkowym i końcowym +/30o, wariant ii). podczas każdego przejścia zatrzymywano ruch w połowie odcinka testowego i dokonywano pomiaru maksymalnych odchyleń końcówki roboczej narzędzia od zaprogramowanego toru zgodnie z rysunkiem 6. prędkość ruchu testowego – 25 mm/sek. ruch programowano jako liniowy (z interpolatorem) – lin, jak i bez interpolacji – qlin. w celach porównawczych, definicje punktu roboczego narzędzia (tcp) zaprogramowano w dwóch wariantach: dowolnie (narzędzie nr 1) i zgodnie z rzeczywistymi parametrami narzędzia (nr 2). wyniki zebrano w tablicach i i ii. rys. 6.  schemat procedury testowej: a, b – mierzone odchylenia trajektorii ruchu, ltest – długość odcinka testowego (5 i 200 mm) fig. 6. the scheme of testing procedure: a, b – measured deviations of movement trajectory, ltest – test length (5 and 200 mm) dane wejściowe wynik ltest [mm] definicja narzędzia sposób pozycjonowania robota rodzaj  ruchu charakter zmiany orientacji a [mm] b [mm] 5 nr 1: n= 135o, p= 0o x= 88 mm, y= 0 mm z= 246 mm lin i – 0 0 ii nieproporcjonalny 6,0 1,5 qlin i – 0 0 ii proporcjonalny 0 -0,5 nr 2: n= 70o, p= 180o x= 0 mm, y= 0 mm z= 336 mm lin i – 0 0 ii proporcjonalny 0 0 qlin i – 0 0 ii proporcjonalny 0 -0,5 tablica i. wyniki badań dla odcinka testowego 5 mm table i. test results for test length of 5 mm stwierdzono, że pełną kontrolę trajektorii i prędkości dla ruchu prostoliniowego można osiągnąć jedynie w wyniku precyzyjnego ustalenia punktu roboczego narzędzia (tcp) i zastosowania interpolatora liniowego. nie jest przy tym już tak ważne, czy ruch odbywał się będzie ze stałą orientacją, czy też orientacja będzie się zmieniała. biorąc pod uwagę fakt, że testy prowadzone były z prędkością znacznie przewyższającą typowe prędkości spawania łukowego, zagadnienie prędkości zmiany orientacji i wynikających stąd negatywnych konsekwencji będzie, podczas znacznie wolniej prowadzonego spawania, pomijalne. powyższe wnioski można uznać za słuszne także w odniesieniu do współcześnie produkowanych robotów spawalniczych. potwierdzono to podczas prób programowania takich jednostek jak kawasaki fa06e, rs 20 n czy fanuc arc mate 0ib. programowanie ruchu bez interpolacji, często jako domyślne, dostępne jest w większości robotów uniwersalnych i spawalniczych, np. pod postacią komendy qlin (w robotach serii irp-6, zap-robotyka) czy joint (dla robotów kawasaki i szeregu innych). poniżej, przedstawiono fragment kodu zawierającego pełne składnie komend ruchu bez interpolacji (qlin) i z interpolacją liniową (lin) robota irp-6. obydwa zapisy zawierające takie same, dokładne informacje o parametrach i współrzędnych ruchu, mogą błędnie sugerować jednakowy charakter ruchu: 0: 30 poz qlin v = 50% zgrubn bzwg x = 714.95mm, y = 0mm, z = 255.11mm n = 102.96deg, p = -176.91deg 0: 40 poz lin v = 50% zgrubn bzwg x = 669.67mm, y = -576.8mm, z = 55.9mm n = 119.84deg, p = 170.68deg w przypadku robotów przemysłowych kawasaki dostępny jest bardzo wygodny, blokowy język programowania, pozwalający na szybką obsługę prostych zadań, także spawalniczych (jego uzupełnieniem jest zaawansowany język tekstowy as). programowanie w tym trybie polega na bezpośrednim wskazywaniu, a następnie zapisywaniu w programie, punktów w przestrzeni. kolejno ponumerowane wiersze – bloki (rys. 7) zawierają, oprócz deklaracji rodzaju i interpolacji ruchu (kolumna interp), uproszczone dane pomocnicze odniesione do zapisów konfiguracyjnych systemu, w tym prędkość ruchu (spd), jego dokładności (acc), opóźnienie (tmr), odwołanie do definicji tcp narzędzia (tool) oraz działania na jednobitowych wejściach i wyjściach komunikacyjnych (output, 9przegląd  spawalnictwa vol. 89 1/2017 tablica ii. wyniki badań dla odcinka testowego 200 mm table ii. test results for test length of 200 mm input). w jednostkach uniwersalnych, takich jak testowany kawasaki rs 20 n, ruch nieinterpolowany wywołany komendą joint (rys. 7) funkcjonuje jako ustawienie domyślne, a każdy zrealizowany ruch odznaczał się deformacją trajektorii narzędzia względem linii prostej. dane wejściowe wynik ltest [mm] definicja narzędzia sposób  pozycjonowania robota rodzaj  ruchu charakter zmiany orientacji a [mm] b [mm] 200 nr 1: n= 135o, p= 0o x= 88 mm, y= 0 mm z= 246 mm lin i – 1,5 0 ii proporcjonalny 10,0 2,0 qlin i – 6,0 -0,5 ii proporcjonalny 5,0 0 nr 2: n= 70o, p= 180o x= 0 mm, y= 0 mm z= 336 mm lin i – 0 0 ii proporcjonalny 0 0 qlin i – 7,0 0 ii proporcjonalny 6,0 -0,5 rys.  7.  fragment programu użytkowego robota uniwersalnego (kawasaki rs 20 n) fig. 7. the fragment of an operation programme of the universal robot (kawasaki rs 20 n) w wersjach specjalizowanych, np. spawalniczych (testowano m.in. robot kawasaki fa06e), zadbano o pełne „bezpieczeństwo” aplikacji technologicznych. jak widać na rysunku 8, okno programu zyskało nowe kolumny (zbiory instrukcji), w tym: a) nagłówek „ins”, gdzie można wybrać: – ac – ang. air cut – punkt, który nie jest punktem spawania i odnosi się do ruchu ustawczego (możliwe użycie interpolatora liniowego linear lub ruchu nieinterpolowanego joint); – ws – ang. weld start – punkt początkowy, od którego zaczyna się proces spawania (możliwe użycie interpolatora liniowego linear lub ruchu nieinterpolowanego joint); – wc – ang. weld continue – punkt pośredni w trajektorii spawania (wymusza ruch interpolowany linear lub cir1 i cir2), przy czym wymagany jest numer zbioru parametrów spawania (nagłówek „no”); – we – ang. weld end – punkt, w którym wygaszany jest łuk (wymusza ruch interpolowany linear lub cir2), wymagany jest numer zbioru parametrów spawania (nagłówek „no”); – s – ang. arc spot – punkt, w którym może być realizowana operacja zgrzewania lub spawania punktowego (możliwe użycie interpolatora liniowego linear lub ruchu nieinterpolowanego joint). b) nagłówek „no” wywołujący zbiór parametrów spawania (parametry te określane są w osobnym trybie w postaci formularzy weld condition, rys. 9). eksploatacja robotów kolejnym czynnikiem zwiększającym ryzyko błędów pozycjonowania może być nieprawidłowo użytkowany bądź nadmiernie wyeksploatowany (zużyty) robot. eksploatacja maszyny, w tym robota, to zespół czynności obejmujący m.in.: – użytkowanie, tj. praca sprawnej maszyny oraz bieżąca kontrola jej stanu technicznego, – obsługiwanie, w tym przywracanie jej pierwotnego stanu technicznego (obsługa i naprawa). rys. 8. fragment programu użytkowego robota specjalizowanego – spawalniczego (kawasaki fa06e) fig.  8. the fragment of operation programme of the special – welding robot (kawasaki fa 06 e) rys. 9. okno formularza parametrów spawania arc weld condition (kawasaki) fig. 9. the window of the welding parameters form arc welding condition (kawasaki) 10 przegląd  spawalnictwa vol. 89 1/2017 zużycie to utrata (obniżenie) pierwotnych właściwości i parametrów, które może być naturalne, zmęczeniowe, ekonomiczne (zwane „moralnym”, np. ze względu na postęp techniczny, nawet pomimo dobrej kondycji ogólnej). w trakcie użytkowania maszyna może ulegać szeregu usterkom, zakłócającym prawidłowe funkcjonowanie, ale niepowodującym całkowitego unieruchomienia. zignorowane usterki oraz nadmierne zużycie będą prowadzić do awarii. jest to stan niesprawności obiektu uniemożliwiający jego funkcjonowanie, nagły, powodujący jego niewłaściwe działanie lub całkowite unieruchomienie. stwierdzenie awarii na ogół nie wymaga użycia aparatury kontrolnej (w przeciwieństwie do usterek), a skala i moment wystąpienia często nie są możliwe do przewidzenia. roboty przemysłowe przygotowane są wprawdzie do nieprzerwanej pracy, jednak wysokie obciążenia i trudne warunki środowiskowe mogą być źródłem przyspieszonego zużycia. napędom robotów przemysłowych stawiane są przy tym bardzo wysokie wymagania, w tym: – wiele stopni swobody – wiele napędów do równoczesnego sterowania, mających wpływ na ostateczne odtwarzanie ścieżki narzędzia roboczego; – praca ze znacznymi obciążeniami, przede wszystkim pochodzącymi od masy własnej ramienia (przykładowo manipulator robota spawalniczego o nośności 6 kg waży nie mniej niż 120-150 kg!); – duża dynamika obciążeń, przeważnie inercyjnych (masowych); – długotrwała praca w stanie bezruchu elementu roboczego (pracujący automatycznie robot nie poruszający się w określonej fazie programu zużywa energię na utrzymanie masy ramienia w pozornie „spoczynkowej” pozycji); – wymagana duża dokładność i powtarzalność pozycjonowania w połączeniu ze znaczna dynamiką ruchów. pomocne w utrzymaniu dobrej kondycji robota, są oferowane przez importerów i integratorów programy serwisowe, odniesione do liczby godzin i/lub miesięcy przepracowanych pomiędzy przeglądami podstawowymi i pełnymi (np. astor, abb, fanuc czy kuka). na rysunku 10 pokazano ideę stosowania takich programów w miejsce robota eksploatowanego bez jakiegokolwiek wsparcia. rys. 10. idea stosowania programu serwisowego (materiały informacyjne abb) fig. 10. the idea of service programme application (abb information matters) istotą tego typu usług jest nie tylko utrzymywanie robota w dobrej kondycji bez ryzyka unieruchamiających awarii, ale także szybkość reakcji serwisowej i usuwanie wszelkich usterek w początkowym stadium ich rozwoju. ciekawą propozycją jest proponowana przez firmę abb usługa remote service, realizująca zdalne monitorowanie i diagnostykę stanu robota on-line 24 godziny/dobę, w tym wykrywanie usterek i stwierdzanie awarii. według abb, dla wielu zainstalowanych aplikacji szereg przestojów udaje się wyeliminować bez konieczności bezpośredniej ingerencji serwisu. firma astor, dystrybuująca roboty kawasaki proponuje, obok planów serwisowych, możliwości wydzierżawienia lub odkupienia robota za z góry ustaloną kwotę [1,7]. poniżej, przytoczono wyniki wieloletnich obserwacji i badań spawalniczego robota irp-6, eksploatowanego w warunkach laboratorium edukacyjnego (od roku 1991). o ile obciążenie godzinowe było dalekie od warunków przemysłowych, to na niekorzyść przemawiało częste włączanie oraz liczne drobne kolizje, nieuniknione w procesie nauczania. badana jednostka, oparta na konstrukcji pierwszego na świecie uniwersalnego robota przemysłowego z napędem elektrycznym i sterowaniem mikroprocesorowym (asea irb, 1975-1992), wyprodukowana została w zap robotyka z ostrowa wielkopolskiego. sześciokilogramowa nośność pięcioosiowego manipulatora antropomorficznego (osie obrotowe) pozwala na programowanie ruchów interpolowanych liniowo i kołowo z dobrą powtarzalnością pozycjonowania +/0,2 mm. jednym z pierwszych działań badawczych i dydaktycznych było wdrożenie autorskiej procedury kontroli pozycjonowania, opartej na ogólnych założeniach pn-en 29283 (obecnie nieobowiązującej). polegała ona na zaprogramowanym, wielokrotnym ruchu robota do tego samego punktu w przestrzeni, z cyklicznym najeżdżaniem zderzakiem na mechaniczny lub elektroniczny czujnik zegarowy (rys. 11). wykonywano serie najazdów z kierunków x, y i z, odpowiadających bazowemu układowi współrzędnych robota. na końcu ramienia instalowano dodatkowo obciążenie (3 kg – 50% nośności nominalnej), a prędkość dojazdu do czujnika programowano w zakresie ok. 10÷50% prędkości maksymalnej. po wyzerowaniu czujnika, podczas kolejnych najazdów rejestrowano odchyłkę, przeregulowanie i ewentualne oscylacje (gasnące lub nie), zgodnie z ogólnymi wytycznymi przedstawionymi na rysunku 4. rys. 11. robot irp-6 podczas kontroli pozycjonowania z najazdem w kierunku y fig. 11. irp-6 robot under positioning control with the movement along y axis w pierwszych latach eksploatacji rejestrowane odchyłki oraz przeregulowania (głównie w kierunku y, z szybko gasnącymi oscylacjami) nie przekraczały poziomu setnych części milimetra, a więc były znacznie nominalnej powtarzalności pozycjonowania robota. pierwszą poważną modyfikacją (w roku 1999) było zastąpienie rezolwerów enkoderami w układach sprzężenia zwrotnego silników napędowych oraz całkowita wymiana jednostki centralnej układu sterowania (zastosowano m.in. 32-bitowy procesor motoroli i system operacyjny czasu rzeczywistego os–9). widocznym skutkiem modernizacji było istotne zwiększenie dynamiki ramienia robota oraz możliwość dalszej rozbudowy komputera sterującego [6]. pierwszym symptomem nadmiernego zużycia robota było widoczne nawet podczas pracy ręcznej przeregulowanie, objawiające się ruchem robota pomimo zaprzestania oddziaływania na ręczny sterownik. w pracy automatycznej również ujawniło się znaczne przeregulowanie oraz niegasnące oscylacje. w tablicy iii zestawiono wybrane wyniki badań przeprowadzonych w roku 2008. 11przegląd  spawalnictwa vol. 89 1/2017 tablica iii. wybrane wyniki procedury kontroli pozycjonowania robota irp-6 [8] table iii. some results of test procedure of irp-6 robot positioning control [8] l.p. odchyłka przereg. oscylacja odchyłka przereg. oscylacja odchyłka przereg. oscylacja kierunek x kierunek y kierunek z  1 0,01 0,35 0 0,03 0,67 0,04 0,02 0,64 0 2 0,01 0,38 0 0,04 0,69 0,03 0,02 0,65 0,03 3 0,01 0,38 0 0,04 0,71 0,04 0,02 0,67 0 4 0,01 0,38 0 0,04 0,71 0,04 0,03 0,70 0 5 0,01 0,39 0 0,04 0,72 0,03 0,02 0,70 0 6 0,01 0,38 0 0,04 0,71 0,04 0,03 0,70 0 7 0,01 0,38 0 0,02 0,71 0,01 0,03 0,70 0,01 8 0,01 0,37 0 0,02 0,67 0,02 0,03 0,71 0,01 9 0,01 0,37 0 0,02 0,67 0,04 0,03 0,71 0,01 10 0,01 0,39 0 0,03 0,67 0,04 0,03 0,71 0 11 0 0,37 0 0,02 0,7 0,02 0,02 0,58 0 12 0 0,37 0 0,03 0,73 0,02 0,01 0,68 0 13 0 0,37 0 0,02 0,75 0,02 0,02 0,73 0 14 0 0,36 0 0,02 0,75 0,02 0,02 0,75 0 15 0 0,37 0 0,01 0,76 0,05 0,02 0,75 0 16 0 0,35 0 0,02 0,75 0,02 0,02 0,75 0 17 0 0,36 0 0,01 0,76 0,04 0,02 0,75 0 18 0 0,36 0 0,01 0,73 0,05 0,02 0,75 0 19 0 0,37 0 0,01 0,74 0,04 0,02 0,76 0 20 0 0,37 0 0,01 0,73 0,04 0,02 0,74 0 21 0,01 0,42 0,01 0 0,55 0 0,04 0,69 0 22 0,01 0,39 0,01 0 0,58 0 0,04 0,75 0 23 0 0,38 0,01 0 0,61 0 0,04 0,75 0 24 0 0,39 0,01 0 0,62 0 0,03 0,83 0 25 0 0,39 0,01 0 0,61 0 0,04 0,85 0 26 0 0,39 0,01 0 0,59 0 0,05 0,84 0 27 0 0,38 0,01 0 0,59 0 0,04 0,79 0 28 0 0,38 0,01 0 0,59 0 0,05 0,83 0 29 0 0,38 0,01 0 0,59 0 0,05 0,85 0 30 0 0,38 0,01 0 0,57 0 0,05 0,84 0 31 0,01 0,35 0,01 0,01 0,70 0,02 0,02 0,70 0 32 0,01 0,40 0,01 0 0,72 0,04 0,01 0,72 0,01 33 0,01 0,39 0,01 0,02 0,73 0,02 0,01 0,73 0 34 0,02 0,40 0,01 0,02 0,74 0,02 0,01 0,73 0,01 35 0,01 0,39 0,01 0,01 0,75 0,02 0,01 0,74 0,01 36 0,01 0,38 0,01 0,02 0,74 0,01 0,01 0,73 0,01 37 0,02 0,40 0,01 0,01 0,74 0,02 0,01 0,73 0,01 38 0,015 0,41 0,005 0,01 0,74 0,04 0,01 0,73 0,015 39 0,02 0,39 0,01 0,015 0,75 0,04 0,02 0,73 0,01 40 0,015 0,39 0,01 0,01 0,74 0,02 0,02 0,74 0,005 12 przegląd  spawalnictwa vol. 89 1/2017 można zauważyć, że o ile odchyłka i oscylacje pozostały na poziomie nie wyższym niż 0,06 mm, to przeregulowanie, w każdym z analizowanych kierunków, przekroczyło poziom 0,2 mm – zadeklarowanej przez producenta powtarzalności pozycjonowania. znaczne różnice pomiędzy grupami wyników tłumaczy fakt, że zestawiono je z czterech sesji (po 10 pomiarów w każdym kierunku), przy różnym stopniu rozgrzania mechanizmów i sterowników. seria trzecia, z uwagi na znaczne różnice zarejestrowanych danych, została odrzucona z dalszej analizy. należy dodać, że obok badań autora, w każdym roku powstawało kilkaset pomiarów w ramach ćwiczeń dydaktycznych. wobec braku zewnętrznych symptomów zużycia mechanicznego manipulatora uznano, że powodem narastających problemów mogło być zużycie przestarzałych, tranzystorowych sterowników osi (serwowzmacniaczy) tar 1a3, w znaczniej mierze opartych na podzespołach dyskretnych, w tym dużej ilości zawodnych kondensatorów elektrolibadana wielkość przed modernizacją po modernizacji korzyść % odchyłka x 0,0076 0,0033 56,5 przeregulowanie 0,3773 0,3726 1,2 oscylacja 0,0030 0 100 odchyłka y 0,0191 0,0100 47,8 przeregulowanie 0,7226 0,7240 -0,01 oscylacja 0,0296 0,0093 68,5 odchyłka z 0,0193 0,0220 -13,7 przeregulowanie 0,7136 0,5886 17,5 oscylacja 0,0038 0 100 tablica iv. wybrane wyniki procedury kontroli pozycjonowania robota irp-6 [8] table iv. comparison of irp-6 robot positioning before and after servo-amplifiers exchanging [8] tycznych i miniaturowych potencjometrów. w ramach modernizacji zastosowano nowoczesne układy mikroprocesorowe mini maestro 60x14/28 firmy control techniques. niestety, nie uzyskano w pełni satysfakcjonującego rezultatu. o ile nastąpiła ogólna poprawa w niemal każdym aspekcie pozycjonowania robota (oscylacje wyeliminowano całkowicie w kierunkach osi x i z, a w y znacznie ograniczono), to nadal poziomy przeregulowania znacznie przekraczały 0,2 mm (tabl. iv). do chwili obecnej następuje dalsze pogarszanie się kondycji robota, przede wszystkim przeregulowanie. powodem nie były, jak pierwotnie przypuszczano, jedynie przestarzałe układy elektroniczne (serwowzmacniacze), a przede wszystkim nadmiernie zużyte układy mechaniczne manipulatora, w tym luzy, drobne zatarcia itp. cięgien, popychaczy i przekładni. odrębnym, w tym przypadku niestwierdzonym źródłem błędów pozycjonowania mogą być przekłamania w układach sensorycznych ruchu (serwonapędów). podsumowanie nieprawidłowa, odbiegająca od linii prostej trajektoria ruchu robota podczas spawania łukowego mig/mag może wiązać się z prozaicznym i najczęściej łatwym do naprawienia stosowaniem instrukcji ruchu bez interpolacji. groźnym i pociągającym istotne obciążenia materialne źródłem dysfunkcji może być nadmiernie zużyty, w tym także nieprawidłowo eksploatowany manipulator. doświadczenia własne wskazują, że głównym powodem nieprawidłowej pracy robota są przede wszystkim nadmiernie zużyte układy mechaniczne manipulatora, w tym luzy, drobne zatarcia, wyciągnięcie pasów przekładniowych itp. sposobem na długotrwałe utrzymanie robota w dobrej kondycji może być regularna kontrola jego stanu w połączeniu z niezbędnymi czynnościami obsługowymi. dobrą pomocą mogą być liczne programy serwisowe oferowane przez importerów, integratorów i producentów robotów. literatura [1] biega d.: diagnostyka i monitoring jednostek mechanicznych i kontrolerów, biuletyn automatyki (astor) 1/2010, str. 32-33. [2] cegielski p.: analiza uwarunkowań zapewnienia punktu roboczego narzędzia w zrobotyzowanych aplikacjach mig/mag, przegląd spawalnictwa 8/2014, str. 34-40. [3] cegielski p.: wybrane aspekty orientacji przestrzennej głowicy roboczej podczas zmechanizowanego i zautomatyzowanego spawania łukowego, przegląd spawalnictwa 2/2016, str. 35-40. [4] cegielski p., kolasa a., sarnowski t.: dostosowanie robotów do spawania elementów o obniżonej dokładności, przegląd spawalnictwa 6/2011, str. 25-28. [5] honczarenko j.: roboty przemysłowe. budowa i zastosowanie. wnt warszawa 2011. [6] kolasa a., cegielski p.: fully automatic gmaw installation, 9th international conference on computer technology in welding, 28-30.09.1999, detroit, mich. usa [7] michałek t.: program raas (robot as a service), biuletyn automatyki (astor) 4/2013, str. 10-11. [8] mierzwa p.: modernizacja sterowników osi robota irp-6. uruchomienie i badanie laboratoryjne po modernizacji, praca dyplomowa inżynierska pod kierunkiem dr inż. pawła cegielskiego, politechnika warszawska 2015. [9] olszewski m. i inni: manipulatory i roboty przemysłowe, wnt, warszawa 1992. [10] rygałło a.: robotyka dla mechatroników, projekt pokl.04.01.01-00059/08, częstochowa 2008. 201603_pspaw.pdf 27przegląd  spawalnictwavol. 88 3/2016 wpływ przygotowania powierzchni na elektronową   emisję polową powłok tio2  natryskanych plazmowo z zawiesin the influence of the surface preparation on field electron emission of the tio2 coatings manufactured by suspension plasma spraying dr inż. zbigniew znamirowski, dr inż. stefan kozerski, dr inż. leszek łatka – politechnika wrocławska, prof. dr hab. inż.  lech pawłowski – university of limoges, france. autor korespondencyjny/corresponding author: leszek.latka@pwr.edu.pl streszczenie w pracy badano elektronową emisję polową z powłok tio2 na podłożach ze stali austenitycznej. powłoki natryskiwano plazmowo z użyciem zawiesin. zawiesiny sporządzano na bazie mieszaniny alkoholu etylowego 50% i wody 50%. powierzchnie próbek toczono lub poddawano obróbce strumieniowo-ściernej. stwierdzono, że emitery polowe natryskane na powierzchnie poddane wcześniej obróbce strumieniowo-ściernej charakteryzują się lepszą stabilnością emisji elektronowej. słowa  kluczowe: natryskiwanie plazmowe z zawiesin; powłoki tio2; mikrostruktura; elektronowa emisja polowa abstract the electron field emission of tio2 coatings on substrates made of austenitic steel has been investigated. plasma sprayed coatings using suspensions. the suspensions were prepared based on a mixture of 50% ethyl alcohol and 50% water. the surfaces of the samples machined or subjected to abrasive blasting. it has been found that the field emitters been sprayed onto the surface before blasting, they have better stability of electron emission. keywords:  suspension plasma spraying, tio2 coatings, microstructure, field electron emission wstęp natryskiwanie plazmowe z użyciem zawiesin (ang. suspension plasma spraying), sps, jest badane i stosowane w ostatnich latach szczególnie intensywnie ze względu na interesujące własności powłok jakie można uzyskać przy użyciu tej metody. metoda ta polega na użyciu ciekłej zawiesiny proszku jako materiału dodatkowego i umożliwia stosowanie proszku o wymiarach submikronowych lub nanometrycznych. faza ciekła służy jako medium transportujące bardzo drobne cząsteczki proszku i pozwala na wprowadzenie ich w centralną część strumienia plazmy. schemat procesu sps przedstawia rysunek 1. transport i podawanie zawiesiny może być realizowane przez różne układy. najczęściej wykorzystuje się prosty i tani system pneumatyczny, w którym prędkość wstrzeliwania zawiesiny kontroluje się poprzez wartość ciśnienia sprężonego powietrza (rys. 1). z kolei zastosowanie pomp perystaltycznych wymaga użycia sterowników elektronicznych, jednak jest bardziej precyzyjne oraz daje możliwość wykonania powłok gradientowych [1]. powłoki natryskiwane plazmowo z zawiesin, w porównaniu do konwencjonalnych odpowiedników charakteryzują zbigniew znamirowski, stefan kozerski, leszek łatka, lech pawłowski rys. 1. schemat podawania zawiesiny do palnika plazmowego [1] fig. 1. scheme of suspension feeding to the plasma torch [1] się wyjątkowymi właściwościami, co wynika z ich rozdrobnionej struktury. możliwy zakres ich zastosowań jest bardzo szeroki i obejmuje m.in. przemysł lotniczy, przemysł chemiczny, elektronikę, czy nawet medycynę [2]. jednym z badanych zastosowań jest natryskiwanie powłok z przeznaczeniem na polowe emitery elektronów [3,4]. polowa emisja elektronowa jest szczególnym rodzajem emisji elektronowej, w której czynnikiem wyzwalającym elektrony z ciała fizycznego jest silne pole elektryczne. teorię emisji polowej opracowali fowler i nordheim w 1928 roku [5÷7]. ze względu na brak grzejnika (charakterystycznego 28 przegląd  spawalnictwa vol. 88 3/2016 dla termokatod) katody polowe nazywane bywają zimnymi katodami (cold cathodes). zaletami zimnych katod, w porównaniu do termokatod, są natychmiastowe działanie po włączeniu polaryzacji, mały rozrzut energii początkowej, możliwość miniaturyzacji do mikroi nanoskali i teoretycznie większa gęstość prądu emisji. wadą zasadniczą jest duża czułość powierzchni katod na wpływy szczątkowej atmosfery zewnętrznej, która powoduje zjawisko ”zatrucia” katody prowadzące do utraty właściwości emisyjnych. na zatrucia szczególnie podatne są katody z materiałów o niskich pracach wyjścia (poniżej 4 ev), zwykle silnie reaktywne chemicznie. z tego też powodu katody polowe do stabilnej pracy potrzebują próżniowego środowiska o poziomie próżni lepszym niż około 3 • 10-6 hpa. przykładowe zastosowania katod polowych to lampy mikrofalowe, płaskie ekrany wizyjne, spektrometry mas i różnorodne czujniki. najważniejszym parametrem charakteryzującym powierzchnie katod polowych jest współczynnik wzmocnienia pola elektrycznego: β. wartość tego współczynnika jest wprost proporcjonalna do wysokości nierówności czy niejednorodności, z której zachodzi emisja elektronów i odwrotnie proporcjonalna do promienia jej wierzchołka. stąd współczynnik ten jest często nazywany współczynnikiem kształtu. w inżynierii katod polowych dąży się do jego maksymalizacji. dla nanorurek węglowych lub krawędzi grafenu, β może osiągnąć wartości rzędu kilku tysięcy [8,9]. w wypadku katod polowych z warstw kompozytowych przez niejednorodności należy rozumieć przewodzące fazy elektro-kompozytowych materiałów [10]. fazy te są wkomponowane w osnowy dielektryczne lub słabo przewodzące i umożliwiają powstawanie ścieżek przewodzących prąd elektryczny. z zakończeń tych ścieżek zlokalizowanych na powierzchni katody, emitowane są elektrony. współczynnik przenikalności dielektrycznej εr, powoduje zmniejszenie współczynnika wzmocnienia pola elektrycznego. chociaż jest to okoliczność niekorzystna, to w praktyce promienie zakończeń ścieżek przewodzących mogą być rzędu promieni atomowych i osiągane wartości β bywają całkiem spore (przynajmniej kilkadziesiąt). prąd emisji polowej można wyrazić uproszczoną zależnością [11]: 1) gdzie: i: prąd w [a], α: powierzchnia emisyjna [cm2], β: współczynnik wzmocnienia pola elektrycznego (wsp. kształtu), e0 natężenie pola elektrycznego pomiędzy powierzchniami katody i anody (makroskopowe pole elektryczne) [v/μm], φ: praca wyjścia elektronów [ev]. równanie to przekształca się do zależności: 2) we współrzędnych (1/e, log(i/e2)) jest to prosta, którą nazywa się prostą/wykresem fowlera-nordheima lub krótko: prostą/wykresem f-n. po określeniu charakterystyk emisyjnych katody polowej i wykonaniu wykresu f-n: nachylenie prostego odcinka tego wykresu stanowi podstawę do wyliczenia współczynnika kształtu β. ponieważ zwykle praca wyjścia badanych materiałów jest nieznana, to powszechnie przyjmuje się jej wartość równą 4 ev. metodyka badań powłoki natryskiwano plazmowo z zawiesin stosując palnik plazmowy sg-100 (praxair s.t.) z wewnętrznym wprowadzaniem zawiesiny. do natryskiwania stosowano moc 40 kw, plazmę argonowo wodorową (42 l/min ar i 10 % h2), zawiesinę na bazie alkoholu i wody (50% alkoholu etylowego i 50% wody) zawierającą 30% proszku tio2. do sporządzania zawiesiny stosowano proszek tioxide r-tc90 (huntsmann tioxide, anglia). widok cząsteczek proszku przedstawiono na rysunku 2, natomiast rozkład wielkości na rysunku 3. średnia wielkość cząstek proszku wynosiła dvs = 0,3 μm. rys. 2. widok proszku tio2, sem (elektrony wtórne) fig. 2. view of tio2 powder, sem (secondary electrons) rys. 3. rozkład wielkości cząstek proszku tio2 fig. 3. particles size distribution of tio2 feedstock powder jako podłoża stosowano próbki o średnicy 10 mm i grubości 2mm ze stali x4crnimo 17-12-2 (wg pn-en 10088-1:2014-12). powierzchnię próbek do natryskiwania poddawano obróbce strumieniowo-ściernej oraz toczono. dla próbek toczonych parametry ra i rz wynosiły średnio 0,5 i 3,1 μm, natomiast dla próbek poddanych obróbce strumieniowościernej odpowiednio 6,0 i 34,1 μm. przed pomiarami emisji polowej wszystkie próbki przedmuchiwano silnym strumieniem sprężonego powietrza. katody mocowano do specjalnego uchwytu z anodą w postaci wypolerowanego, półsferycznie zakończonego pręta o promieniu krzywizny około 5 mm. odległość katoda-anoda ustalano na około 35 μm. szacunkowa dokładność tego pozycjonowania wynosi ± 5 μm. pomiary przeprowadzano w konfiguracji diodowej w warunkach próżni lepszej niż 3 • 10-6 hpa. w pierwszej fazie pomiarów, poddawano emitery procesowi kondycjonowania. polega taki proces na kilkukrotnym poddaniu emitera działaniu pola elektrycznego w trakcie powoli wzrastającego i malejącego napięcia polaryzacji. po zainicjowaniu emisji i uzyskaniu powtarzalnych cyklów emisyjnych, rejestrowano charakterystykę i = f(u), która stanowiła punkt wyjścia 29przegląd  spawalnictwavol. 88 3/2016 dla analizy wyników pomiarów. zazwyczaj wymagało to 3-4 cykli kondycjonowania. do wykonania stosownych wykresów i obliczeń zastosowano program origin 8.1. wyniki badań wykonanie próbek katodowych badano dwa typy warstw natryskiwanych plazmowo z ciekłej zawiesiny proszków dwutlenku tytanu: warstwy na stalowych podłożach toczonych i na stalowych podłożach poddanych obróbce strumieniowo-ściernej. w ramach katod każdego typu było po sześć próbek uzyskanych w procesach natryskiwania różniących się odległością palnika plazmowego od powierzchni próbek i prędkością przesuwu palnika. oznaczenia badanych warstw natryskiwanych na podłoża piaskowane, mają na końcu literę s. zmienne parametry natryskiwania zamieszczono w tabeli i dla powłok oznaczonych w identyczny sposób. przykładową mikrostrukturę natryskanej powłoki pokazano na rysunku 4. oznaczenie próbki odległość natryskiwania [mm] prędkość przesuwu palnika [mm/s] maksymalna wartość temperatury na powierzchni [°c] tio2-1 tio2-1s 40 300 641 tio2-2 tio2-2s 40 400 570 tio2-3 tio2-3s 50 300 607 tio2-4 tio2-4s 50 400 505 tio2-5 tio2-5s 60 300 509 tio2-6 tio2-6s 60 400 392 tablica  i. zmienne parametry natryskiwania oraz oznaczenia warstw tio2 natryskanych plazmowo z zawiesin na podłoża stalowe table i. variables spray parameters and sample code of the tio2 coatings manufactured by suspension plasma spraying rys.  4.  mikrostruktura powłoki tio2 natryskanej plazmowo z zawiesin: powierzchnia powłoki (a) oraz przekrój poprzeczny (b), sem (elektrony wtórne) fig. 4. microstructure of tio2 coating sprayed by sps: coating’s surface (a) and the cross section (b), sem (secondary electrons) charakterystyki emisyjne i = f(e) przykładową charakterystykę emisyjną i = f(e) i sporządzony na jej podstawie wykres f-n pokazano na rysunku 5. na wykresie f-n zaznaczono charakterystyczne zakresy natężeń pola elektrycznego: niskie gdzie przeważają prądy upływu układu pomiarowego i wysokie gdzie przeważają prądy emisji polowej. zakres natężeń wysokich pól elektrycznych (emisji polowej) jest od dołu ograniczony natężeniem krytycznego pola elektrycznego eth (threshold field), powyżej którego zaczyna się przewaga emisji polowej i możliwe jest wykreślenie prostej f-n. parametry prostej: nachylenie i rzędna stanowią podstawę do wyliczenia wartości współczynników wzmocnienia pola elektrycznego β i powierzchni emisyjnej α. parametry emisyjne wszystkich emiterów zestawiono w tabeli ii. dla wszystkich obliczeń przyjęto pracę wyjścia rutylu (tio2) równą φ = 4,2 ev [12]. rys. 5. charakterystyka emisyjna i=f(e) emitera tio2-1s i odpowiadający jej wykres f-n. zaznaczono charakterystyczne elementy wykresu w zakresie niskich i wysokich natężeń pola elektrycznego i parametry aproksymacji prostej f-n fig. 5. emission characteristic i=f(e) and corresponding f-n plot for tio2-1s emitter. indicated are specific parts of the f-n plot in low and high electric field regimes and extrapolating parameters of the f-n plot rys. 6. ślady poemisyjne na powierzchni anody (mikroskop optyczny) fig. 6. after-emission traces on the anode surface (optical microscope) a) b) 30 przegląd  spawalnictwa vol. 88 3/2016 emiter eth [v/μm] β α [cm2] uwagi tio2-1s 33 90 4 • 10-11 stabilna emisja bez śladów na anodzie tio2-2s 26 142 1 • 10-11 stabilna emisja bez śladów na anodzie tio2-3s 19 243 5 • 10-13 niestabilna emisja bez śladów na anodzie tio2-4s 40 β1=33, β2=147 α1=25 !? α2=1,3 • 10 -11 stabilna emisja bez śladów na anodzie. niejasna sytuacja w początkowej fazie emisji tio2-5s 31 90 5 • 10-9 niestabilna emisja bez śladów na anodzie. duże prądy tio2-6s 17,2 150 1,2 • 10-11 niestabilna emisja bez śladów na anodzie tio2-1 30 91 6 • 10-10 niestabilna emisja ślady na anodzie tio2-2 33 108 7 • 10-11 niestabilna emisja ślady na anodzie tio2-3 26 133 1 • 10-10 niestabilna emisja ślady na anodzie tio2-4 12 291 1 • 10-10 stabilna emisja bez śladów na anodzie tio2-5 8,3 275 3 • 10-7 niestabilna emisja bez śladów na anodzie bardzo duże prądy tio2-6 46 47 5 • 10-7 niestabilna emisja ślady na anodzie duże prądy *eth– krytyczne natężenie pola elektrycznego, β – współczynnik wzmocnienia pola elektrycznego, α – powierzchnia emisyjna. tablica ii. parametry emisyjne* badanych katod polowych z powłok tio2 natryskiwanego techniką sps table ii. emission parameters examined field cathodes from tio2 coatings sprayed by sps method podsumowanie porównując stabilność emisyjną warstw emiterów na podłożach poddanych obróbce strumieniowo-ściernej i toczonych, wyraźnie widać generalnie lepszą stabilność emiterów na podłożach poddanych obróbce strumieniowo-ściernej. rozwinięta powierzchnia podłoża zwiększa przyczepność natryskiwanych warstw i stwarza lepsze warunki odprowadzania ciepła z ognisk emisyjnych. dobrze znane jest zjawisko przegrzewania się okolic tych ognisk, aż do stopienia włącznie, na skutek olbrzymich gęstości prądów w tych ogniskach [13,14]. wystarczy porównać wielkości powierzchni emisyjnych aby zrozumieć istotę tego problemu. prawie wszystkie emitery na podłożach toczonych były niestabilne emisyjnie co objawiało się częstymi skokami prądów emisji (zaniki, gwałtowne narosty). po zakończeniu pomiarów, sprawdzano jakość powierzchni anody. powierzchnia anody po pomiarach emiterów na tocznym podłożu wykazywała obecność ”śladów poemisyjnych” (rys. 6). ślady poemisyjne są skutkiem przeniesienia drobin/mikro-kropli materiału emitera na anodę i lokalnego wzmocnienia pola elektrycznego na takich wypukłościach. trajektorie elektronów emitowanych z katody mają wówczas tendencję ogniskowania się na nich powodując ich przegrzanie i odparowanie. w grupie emiterów na toczonych podłożach, korzystnie wyróżniały się emitery tio2-4 i tio2-5: na anodzie brak śladów poemisyjnych i największe współczynniki wzmocnienia pola elektrycznego: β około trzystu! wskazuje to na możliwość optymalizacji parametrów procesu natryskiwania (patrz tabela 1) tak by uniknąć dekompozycji katod w trakcie emisji polowej. pod względem wartości krytycznych natężeń pola elektrycznego eth i współczynników wzmocnienia pola elektrycznego β badane emitery plasują się w rzędzie emiterów na bazie warstw nanodiamentowych i diamentopodobnych [15]. bardzo korzystnie wyróżniają 31przegląd  spawalnictwavol. 88 3/2016 literatura [1] pawłowski l., finely grained nanometric and submicrometric coatings by thermal spraying: a review, surface and coatings technology, 202 (2008) 4318-4328. [2] kozerski s., łatka l., natryskiwanie plazmowe z zawiesin, perspektywy rozwoju oraz przykłady zastosowań, nowoczesne zastosowania technologii spawalniczych: iii sympozjum katedr i zakładów spawalnictwa, brenna, 17-18 czerwca 2014/ pod red. artura czupryńskiego, gliwice: komisja odlewnictwa panm 2014, 11-20. [3] tomaszek r., nitsch k., pawłowski l., znamirowski z., brylak m., impedance spectroscopy of suspension plasma sprayed titania coatings, surface and coatings technology, 201 (2006) 1930-1934. [4] czarczyński w., znamirowski z., field electron emission experiments with plasma sprayed layers, surface and coatings technology, 202 (2008) 4422-4427. [5] czarczyński w., mikroelektronika próżniowa ,oficyna wydawnicza politechniki wrocławskiej, wrocław 2000. [6] fowler r.h., nordheim l.w., electron emission in intense electric fields, proceedings of the royal society a, 119 (1928) 173-181. [7] nordheim l.w., the effect of the image force on the emission and reflection of electrons by metals, proceedings of the royal society a, 121 (1928) 626-639. [8] ikuno t., honda s., furata h., aoki k., hirao t., oura k., katayama m., correlation between field electron emission and structural properties in randomly and vertically oriented carbon nanotube films, japanese journal of applied physics, 44 (4a) (2005) 1655–1660. [9] watcharotonea s., ruoffa r.s., readb f.h., possibilities for graphene for field emission: modeling studies using the bem, physics procedia 1 (2008) 71-75. [10] forbes r.g., low-macroscopic-field electron emission from carbon films and other electrically nanostructured heterogeneous materials: hypotheses about emission mechanisms, solid-state electronics 45 (2001) 779-808. [11] ding m.q., gruen d.m., krauss a.r., auciello o., corrigan t.d., chang r.p.h., studies of field emission from bias-grown diamond films, journal of vacuum science and technology b, 17 2 (1999) 705-709. [12] imanishi a., tsuji e., nakato y., dependence of the work function of tio2 (rutile) on crystal faces, studied by a scanning auger microprobe,journal of physical chemistry c, 111 (2007) 2128-2132. [13] inomoto h., hatta a., kawabata k., katoda t., hiraki a., electron field emission from diamond-like carbon films after dielectric breakdown and from diamond films after the activation process, diamond and related materials 9 (2000) 1209–1212. [14] lee k.-r., eun k.y., lee s., jeon d.-r., field emission behavior of (nitrogen incorporated) diamond-like carbon films, thin solid films 290-291 (1996) 171-175. [15] xu n.s., ejaz huq s., novel cold cathode materials and applications, materials science and engineering r 48 (2005) 47-189. [16] staryga e., fabisiak k., dłużniewski m., znamirowski z., wpływ struktury warstwy diamentowej na emisję elektronów z układu warstwa diamentowa/krzem, elektronika 8 (2011) 21-23. się pod względem wydajności prądowej. praktycznie wszystkie emitery osiągnęły poziomy emisji rzędu mikroamperów z powierzchni ekstrakcyjnej (w cieniu wierzchołka anody) ułamka milimetra kwadratowego. porównanie wykresów f-n w okolicy zainicjowania emisji polowej (eth) ujawnia, że niektóre emitery wykazują ostre przejście w stan emisji polowej podczas gdy inne przechodzą w ten stan stopniowo: mniej lub bardziej płynnie. w tym pierwszym wypadku ogniska emisyjne mają jednorodny charakter: ścieżki/kanały przewodzące są utworzone ze struktur jednorodnych wymiarowo na ich zakończeniach tuż przy powierzchni granicznej katoda-próżnia. w wypadku drugim, ogniska emisyjne zlokalizowane są na mikrostrukturach niejednorodnych wymiarowo (mających pewien rozrzut statystyczny wymiarów) co powoduje stopniowe ich włączanie się do procesu emisyjnego w miarę gdy kolejno na ich krawędziach pole elektryczne osiąga wartość progową [16]. uzyskane rezultaty badań emisji polowej z warstw dwutlenku tytanu na podłożach stalowych toczonych i poddanych obróbce strumieniowo ściernej są obiecujące. okazało się, że metodą natryskiwania plazmowego z zawiesiny możliwe jest wytworzenie emisyjnie stabilnych, działających przy umiarkowanie wysokich natężeniach pola elektrycznego i wydajnych prądowo emiterów polowych. wnioski na podstawie przeprowadzonych badań można stwierdzić, że: 1. emitery polowe elektronowe natryskiwane z zawiesin mogą być emisyjnie stabilne, wydajne prądowo i działać przy umiarkowanie wysokich natężeniach pola elektrycznego. 2. emitery natryskane na powierzchnie poddane wcześniej obróbce strumieniowo-ściernej charakteryzują się lepszą stabilnością. ps 7 2018 www 00 36 przegląd spawalnictwa vol. 90 7/2018 jakość złączy z wysokowytrzymałych stali spawanych elektrodą nietopliwą w osłonie mieszanki ar+h2 quality of high strength steel joints welded with ar+h2 shielding gas dr hab. inż. tadeusz sałaciński, prof. pw – politechnika warszawska; mgr inż. wojciech sosnowski – pwsz ciechanów. autor korespondencyjny/corresponding author: wojciech.sosnowski@pwszciechanow.edu.pl streszczenie przeprowadzono badania spawania elektrodą nietopliwą wysokowytrzymałych, drobnoziarnistych stali ferrytycznych z niewielkim dodatkiem wodoru do mieszanki osłonowej na bazie argonu. wykazano, że dodatek wodoru na poziomie do 2% nie wpływa na powstawanie zwłocznych pęknięć wodorowych przy zachowaniu rygorystycznych reżimów technologicznych na etapie przygotowania i oczyszczenia stali przed i po spawaniu. kontrolowany dodatek wodoru pochodzący z mieszanki osłonowej ma pozytywny wpływ na jakość złączy. dzięki obecności 2% wodoru złącza charakteryzują się głębszym wtopieniem, mniejszą skłonnością do podtopień krawędzi oraz gładkim licem. spełniają wymagania systemu zapewnienia jakości w spawaniu. w artykule przedstawiono wyniki badań skłonności do pęknięć zimnych w próbie tekken złączy spawanych elektrodą nietopliwą w osłonie mieszanek argonu z wodorem wybranych gatunków stali o strukturze bainityczno-ferrytycznej. słowa kluczowe: gazy osłonowe; stale ferrytyczne; argon; wodór abstract testing of joints made during welding with a gtaw of high-strength, fine-grained ferritic steels confirms that a small addition of hydrogen to the argon-based shielding mixture does not affect the formation of hydrogen cracking. is very important to pay attention to strictly adhere to the technological regimes during steel preparation before and after welding. then the controlled addition of hydrogen coming from the casing mixture has a positive effect. due to the presence of 2% hydrogen, the joints are characterized by deeper penetration, lower inclination to edge flooding and smooth face. they are technically correct and impeccable in terms of aesthetics. keywords: gas shield in welding; ferritic steels; argon; hydrogen wstęp dążenie do produkowania niezawodnych wyrobów o dobrej jakości skłania wytwórców do postrzegania wszystkich procesów produkcyjnych z różnych perspektyw, a ostateczną ocenę jakości wytwarzanych wyrobów należy traktować jako wypadkową ich właściwości technicznych, estetycznych oraz warunków ekonomicznych i środowiskowych, w jakich zostały wykonane. dotyczy to również wyrobów spawanych, co do jakości, których pogląd na przestrzeni ostatnich kilkudziesięciu lat zmienił się diametralnie [1÷5]. jeszcze 20 czy 30 lat temu wystarczyło, że wyrób spawany spełniał wymagania wytrzymałościowe, a jeśli jednocześnie był wykonany estetycznie, to było to swego rodzaju wartością dodatkową. obecnie stało się to normą. oczywiście nie jest tak, że wszystkie wyroby muszą spełniać takie same warunki. zależy to od funkcji, jakie spełniają. i tak inne wymagania tadeusz sałaciński, wojciech sosnowski przeglad welding technology review co do jakości technicznej i estetycznej muszą spełniać części motoryzacyjne czy agd, a inne elementy konstrukcji mostów. niewątpliwie spełnianie tych wszystkich wymagań sprawia wiele kłopotów. i czasami pomimo prawidłowego przygotowania złącza, odpowiednio dobranego materiału i wyszkolonego personelu, występują problemy z wykonaniem połączeń o odpowiednio wysokiej jakości. część produktów nie ma dostatecznie dobrego wyglądu i chociaż technicznie jest poprawna to zostaje złomowana. przyczyn takiego stanu rzeczy może być wiele, szczególnie wówczas gdy wystąpią one razem. znaczący wpływ ma skład chemiczny stali, naprężenia wewnętrzne po wcześniejszych obróbkach oraz niewłaściwa ilość ciepła wprowadzona do złącza. jednym ze sposobów zapobiegania temu może być zastosowanie odpowiednio skomponowanej doi:.http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v90i7 .938 37przegląd spawalnictwa vol. 90 7/2018 gazowej mieszanki osłonowej. sposób ten może być skuteczny w spawaniu gmaw [5÷16], ale mało efektywny wówczas gdy konieczne jest wykonanie złącza elektrodą nietopliwą (gtaw). chociaż metoda uważana jest za precyzyjną i „szlachetną”, to ma znaczne ograniczenia dotyczące osłony gazowej ze względu na wysokotemperaturowe powinowactwo chemiczne wolframu do tlenu. jako gaz ochronny do spawania metodą tig można zastosować czysty argon do spawania stali ferrytycznych oraz mieszankę ar z niewielkim dodatkiem h2 do spawania, jak się powszechnie przyjmuje, stali austenitycznych (metoda 145 wg pn-en iso 4063:2011) [12÷16]. oddziaływanie wodoru na stal wiadomym jest, że wodór, który znajdzie się w strukturze stali może zmieniać jej właściwości zarówno mechaniczne, jak i chemiczne, szczególnie gdy jest zaabsorbowany w dużej ilości. wielkość tych zmian uzależniona jest głównie od składu chemicznego, mikrostruktury, zanieczyszczeń, a także rodzaju obróbek, jakim stal została poddana. degradacja właściwości mechanicznych charakteryzująca się obniżeniem parametrów wytrzymałościowych i plas tycznych ma ogromne znaczenie przy spawaniu stali ferrytycznych, w których wodór rozpuszcza się słabo, przyczyniając się do pękania zwłocznego. może on być również przyczyną pęknięć wskutek korozji naprężeniowej, wywołanej utworzeniem się galwanicznych ogniw wodorowych. współczesne badania wykazują, że elektrochemiczne nawodorowanie znacznie zmniejsza odporność korozyjną metali i stopów z racji zdefektowania powierzchni oraz powstałych wżerów korozyjnych. pęknięcia powstają w wyniku różnej ilości pochłoniętego wodoru w wierzchołkach oraz ściankach szczelin, co wpływa na wydłużenie szczeliny, a w efekcie zmniejszenie trwałości obciążonej konstrukcji spawanej [16÷22]. wodór w warunkach normalnych występuje w postaci cząsteczkowej h2, jest to dla niego postać neutralna energetycznie. w takiej formie jest on mało aktywny chemicznie. inaczej rzecz się ma, kiedy wodór dysocjuje do postaci atomowej. wówczas reaguje on prawie ze wszystkimi pierwiastkami. tworzy wiązania jonowe, kowalencyjne i metaliczne. atomy wodoru są na tyle małe, że mogą swobodnie przemieszczać się w strukturze krystalicznej metalu, a łącząc się, tworzą wodór cząsteczkowy, który jeśli znajdzie się wewnątrz struktury metalu może być niebezpieczny. dla konstrukcji spawanych proces jest tym bardziej szkodliwy, ponieważ pęknięcie w obrębie spoiny może nastąpić po ostygnięciu złącza, np. po upływie 24 czy 48 godzin od wykonania. niebezpieczny charakter pęknięć zimnych wynika stąd, że mogą ujawnić się, wówczas gdy nad konstrukcją nie ma już nadzoru, złącza są pomalowane lub nawet często wbudowane w ustrojach nośnych. reasumując nieciągłości w materiałach, szkodliwe oddziaływanie wodoru oraz naprężenia rozciągające mogą być przyczyną rozpatrywanych zwłocznych pęknięć zimnych, zwanych również wodorowymi. wpływ wodoru zawartego w mieszance osłonowej na przebieg procesu spawania elektrodą nietopliwą proces dysocjacji wodoru jest endotermiczny i żeby wystąpił, niezbędne jest dostarczenie odpowiedniej ilości energii (np. cieplnej). rozpad cząsteczki wodoru może nastąpić również w otoczeniu wyładowania elektrycznego. biorąc pod uwagę omawiany proces spawania, to są tu spełnione obydwa te warunki jednocześnie. ściśle kontrolowana ilość wodoru w mieszaninie z argonem przepływa wokół elektrody wolframowej. w warunkach spawania zachodzi proces dysocjacji termicznej cząsteczki wodoru wskutek pochłaniania określonej ilości energii cieplnej. w wyniku tego temperatura łuku wokół elektrody znacznie się obniża. jest to zjawisko korzystne, ponieważ zużycie elektrod jest mniejsze. następnie atomy przy zetknięciu się z powierzchnią materiału spawanego oddają pochłonięte ciepło, z powodu czego metal topi się szybciej. jeziorko ciekłego metalu wykazuje niższe napięcie powierzchniowe, a to z kolei powoduje mniejszą skłonność do podtopień krawędzi. atomy oddając ciepło łączą się ponownie w cząsteczki h2. temperatura łuku wzrasta również wskutek spalania się wodoru w tlenie, który przedostaje się z powietrza. zawężenie łuku daje węższą spoinę, a łuk o wyższej energii pozwala na zwiększenie wtopienia i prędkości spawania. poza tym wodór zawarty w mieszance redukuje tlenki [5,8,9,16]. badania własne powszechne przekonanie o szkodliwym wpływie wodoru na stal oraz to, że jest on jedną z przyczyn bardzo niebezpiecznych pęknięć wodorowych w obszarze złączy spawanych, powoduje obawę przed jego stosowaniem w osłonowych mieszankach gazowych na bazie argonu. dotyczy to szczególnie spawania stali ferrytycznych, dla których współczynnik dyfuzji wodoru w sieci krystalicznej jest wysoki a rozpuszczalność niska. szkodliwy wpływ wodoru na metale jest bezsporny, szczególnie gdy zostanie on zaabsorbowany w dużej ilości. jednak jego niewielki, kontrolowany dodatek do osłony gazowej na bazie argonu na proces spawania stali ferrytycznych gtaw nie jest szeroko opisany w literaturze. w tym celu przeprowadzono badanie złączy spawanych z wysokowytrzymałych, drobnoziarnistych stali o minimalnej granicy plastyczności 500 mpa i 700 mpa. zastosowane podczas eksperymentu nowoczesne gatunki stali wysokowytrzymałych, walcowanych na gorąco, odznaczają się wysoką jakością oraz znakomitymi własnościami inżynieryjnymi. są podatne na gięcie, zachowując przy tym doskonałą jakość powierzchni. złącza spawane wykonane z tych stali mają wysoką wytrzymałość i udarność w strefie wpływu ciepła, co zapewnia im dobrą odporność na pękanie kruche [11,13,17,23÷25]. przy zachowaniu rygorów technologicznych omawiane gatunki stali są dobrze spawalne, lecz ze względu na skład chemiczny i strukturę krystaliczną ich wspólną cechą jest podatność na zwłoczne pęknięcia wodorowe. w artykule przedstawiono wyniki badań skłonności do pęknięć zimnych w próbie tekken złączy spawanych elektrodą nietopliwą w osłonie mieszanek argonu z wodorem wybranych gatunków stali o strukturze bainityczno-ferrytycznej. przeprowadzono test „y” spoin czołowych na blachach grubości 10 mm wg pn-en iso 17642-2:2005. próba ta polega na wykonaniu złącza dwóch płyt o wymiarach 200 x 75 mm, ukosowanych w specjalny sposób (rys. 1). złącza poddane były badaniom ndt w czasie 72 godz. od wykonania, tak aby z całą pewnością wykluczyć pęknięcia zimne. następnie spoiny próbne zostały pocięte na odcinki o szerokości ok. 10 mm i poddane badaniom metalograficznym. w poszukiwaniu mikropęknięć próbki szlifowano co ok. 1 mm. do badania użyto 3 gatunki drobnoziarnistych stali o wysokiej wytrzymałości: domex®s500ml, strenx®s700mc oraz strenx®s700mc e. płyty próbne wykonano w osłonie 38 przegląd spawalnictwa vol. 90 7/2018 rys. 1. przygotowanie płyty do próby tekken (źródło: pn-en iso 17642-2:2005) fig. 1. conditions of geometrical preparing of tekken testing plate tablica i. wybrane wskaźniki spawalności badanych gatunków stali table i. selected weldability coefficient of tested steel types tablica ii. parametry spawania płyt próbnych table ii. welding parameters of tested joints 3 mieszanek argonu z wodorem z grupy r1 (wg pn-en iso 14175): 1) 98% ar + 2% h2 zalecanej do spawania ręcznego, 2) 95% ar + 5% h2, 3) 90% ar + 10% h2 dedykowanych do spawania zmechanizowanego. złącza porównawcze z ww. gatunków stali spawano w osłonie zawierającej 100% ar (i1, wg pn-en iso 14175). stanowisko badawcze do eksperymentu przygotowano w sposób pozwalający na skuteczne unieruchomienie płyt stalowych, tak aby elektroda przemieszczała się w osi próbki. wszystkie spoiny były wykonane przy pomocy wózka spawalniczego pozwalającego na utrzymanie zarówno stałej prędkości spawania jak i długości łuku. zastosowanie wózka spawalniczego umożliwiło również rozszerzenie badań przez zastosowanie mieszanek zalecanych do spawania zmechanizowanego (2 i 3) w celu zweryfikowania czy pęknięcia wystąpią w połączeniach wykonanych z podwyższoną zawartością wodoru. przed spawaniem płyty próbne były podgrzane osuszająco do temperatury 70÷80 °c. po spawaniu próbki nie były wygrzewane, tylko odkładane na blat stalowy podgrzany do temperatury ok. 50÷60 °c. temperatura pomieszczenia, w którym wykonywano próbki wynosiła 26 °c, a wilgotność względna 52%. prezentowane gatunki stali cechuje wysoka plastyczność i jednocześnie niska temperatura przejścia w stan kruchy (tabl. i). dlatego też ich stosowanie uzasadnione jest wszędzie tam, gdzie konieczna jest redukcja masy konstrukcji przy zachowaniu niezbędnej nośności, a pośrednio również i obniżenie kosztów wytwarzania. należy zwrócić uwagę, że omawiane gatunki stali mają stosunkowo wysoką wartość równoważnika węgla cev przy bardzo niskiej zawartości węgla. za ten fakt odpowiadają mikrododatki stopowe oraz wysoka zawartość manganu (ok. 2,0%). przy spawaniu drobnoziarnistych stali o wysokiej wytrzymałości istotna jest kontrola techniki spawania oraz ilości wprowadzonego ciepła. dla omawianych gatunków stali proces spawania należy prowadzić tak, aby energia liniowa nie przekroczyła wartości 1 kj na każdy mm długości spoiny. ma to związek z tzw. temperaturą przejścia w stan kruchy (tpsk), która zależna jest m.in.: od składu chemicznego stali, obróbki cieplnej, a także procesu wytwarzania. odpowiednia technologia produkcji ma zasadnicze znaczenie, ponieważ najważniejszym czynnikiem, który wpływa na obniżenie tpsk i jednocześnie na zwiększenie granicy plastyczności jest wielkość ziarna. stąd też parametry spawania należy dobierać tak, aby nie prowadziły do jego nadmiernego rozrostu. natężenie prądu spawania i napięcie łuku oraz prędkość spawania w eksperymencie ustalono na takim samym poziomie dla wszystkich prób (tabl. ii), ale tak, aby energia liniowa była znacznie poniżej wartości dozwolonej. dobierano je na podstawie badań wstępnych wykonywanych w czasie spawania w osłonie czystego argonu w taki sposób, aby spełniały dwa warunki. po pierwsze przyjęto założenie, że nawet ok. 10% „wzmocnienie” łuku spawalniczego dodatkiem wodoru do osłony ciekłego jeziorka nie spowoduje przekroczenia wartości energii liniowej dopuszczalnej przez producenta stali i warunek drugi, polegający na ocenie kształtu przekroju poprzecznego spoiny oraz wyglądu lica do uzyskania minimum poziomu jakości c wg pn-en iso 5817. wartość energii liniowej spełniająca założenia do badań kształtuje się na poziomie 0,8 kj/mm. stal zawartość c [%] równoważnik cev równoważnik cet równoważnik hcs temp. podgrzew. [°c] udarność kv s500ml 0,136 0,43 0,30 1,04 157 40j / -60°c s700mc 0,060 0,39 0,29 0,13 140 27j / -50°c s700mc e 0,152 0,41 0,25 1,36 149 69j / -40°c natężenie [a] napięcie łuku [v] prędkość spawania [mm/min] energia liniowa [j/mm] wydatek osłony gazowej [l/min] 190 13,5 120 770 8 fotografie na rysunku 2 przedstawiają przykładowe próbki tekken wykonane w czterech różnych osłonach gazowych. na rysunku 2a, wykonanej ze stali s700mc e walcowanej na gorąco, spawanej w osłonie czystego argonu widać wyraźne podtopienia krawędzi i nierówności lica. strzałką zaznaczono zauważone podtopienia krawędzi, zwiększające się zgodnie z kierunkiem spawania, czyli wraz z narastającą temperaturą blach. na rysunku 2b pokazano próbkę ze stali s500ml, walcowanej termomechanicznie, spawanej w osłonie ar z 2% dodatkiem h2. widoczny brak podtopień oraz gładkie lico. najbardziej gładkie lico i również brak podtopień krawędzi uzyskano w próbie ze stali s700mc (rys. 2c), również walcowanej termomechanicznie, chronionej mieszanką 95% argonu i 5% wodoru. rysunek 2d przedstawia spoinę próbną ze stali s500ml spawaną w osłonie mieszanki ar i 10% dodatku wodoru. w tym przypadku przy zadanych parametrach prądowych stwierdzono trudności w wykonaniu połączenia, głównie ze względu na zbyt wysoką wartość 39przegląd spawalnictwa vol. 90 7/2018 energii liniowej wynikającą ze znacznie wyższej mocy łuku spawalniczego pod wpływem wodoru zawartego w mieszance gazowej. w czasie badań wizualnych zaobserwowano charakterystyczne ukształtowanie strefy wpływu ciepła (swc) dla próbek wykonanych w poszczególnych mieszankach osłonowych. i tak swc złącza spawanego w osłonie czystego ar ma kształt zbliżony do „gruszki”, gdy swc połączeń w mieszankach ar z h2 jest równomierna od początku do końca, kształtem zbliżona do „cygara”. oznacza to, że spawanie z dodatkiem wodoru pozwala na osiągnięcie optymalnych warunków natychmiast po rozpoczęciu procesu, natomiast przy spawaniu w samym ar dochodzenie do właściwego poziomu energii trwa dłużej. należy zwrócić uwagę na charakterystyczny wygląd spoiny na rysunku 2d, uwidaczniający tlenki wysokotemperaturowe na powierzchni blachy (szczególnie w pierwszych 3 godzinach po zakończeniu spawania). świadczy to o znacznie wyższej energii dostarczonej do złącza. w czasie badań wizualnych nie stwierdzono wad spawalniczych w złączach próbnych ani też pęknięć w czasie 72 godzin po spawaniu (tabl. iii). w celu wykluczenia możliwości przeoczenia ewentualnych pęknięć badania wizualne prowadzono po 24 godz., 48 godz. i 72 godz. po zakończeniu spawania próbek. do cięcia spoin próbnych zastosowano piłę taśmową. rysunki 3÷6 przedstawiają fotografie makrostruktury zgładów stali s500ml wykonanych w omawianych osłonach gazowych. stwierdzono znaczny wzrost głębokości wtopienia wraz ze zwiększaniem dodatku wodoru do osłony gazowej. widoczny jest nieznaczny rozrost ziarn dla wszystkich prób, płynnie zwiększający się od linii wtopienia do osi spoiny. kryształy ułożone są dłuższą osią w kierunku krystalizacji. próbki ze stali s500ml charakteryzują się największymi różnicami zarówno we wtopieniu, jak i grubości spoiny. rys. 2. płyty do próby tekken: a) s700e, osłona 100% ar, b) s500ml, osłona ar + 2% h2, c) s700mc, osłona ar + 5% h2, d) s500ml, osłona ar + 10% h2 fig. 2. steel plates for tekken test: a) s700e, gas shield 100% ar, b) s500ml, gas shield ar + 2% h2, c) s700mc, gas shield ar + 5% h2, d) s500ml, gas shield ar + 10% h2 tablica iii. raport z badań wizualnych table iii. vt raport lp. gatunek stali osłona gazowa po 72 godz. 1 s 500 ml ar brak pęknięć 2 ar + 2% h2 brak pęknięć 3 ar + 5% h2 brak pęknięć 4 ar + 10% h2 brak pęknięć 5 s 700 mc ar brak pęknięć 6 ar + 2% h2 brak pęknięć 7 ar + 5% h2 brak pęknięć 8 ar + 10% h2 brak pęknięć 9 s 700mc e ar brak pęknięć 10 ar + 2% h2 brak pęknięć 11 ar + 5% h2 brak pęknięć 12 ar + 10% h2 brak pęknięć w odniesieniu do złącza porównawczego (osłona 100% ar) różnica głębokości we wtopieniu spoiny liczona od powierzchni blachy do grani spoiny wyniosła o ok. 20÷21% więcej dla mieszanek z 2% i 5% dodatkiem wodoru i o 36% więcej, niż gdy zastosowano osłonę z dodatkiem 10% wodoru (rys. 7). jeszcze większe różnice zarejestrowano mierząc grubość spoiny dla tego gatunku stali. odnotowano odpowiednio 24%, 31% i 77% wzrost dla poszczególnych mieszanek osłonowych na bazie ar z dodatkiem h2 w stosunku do złącza wykonanego w osłonie argonu (rys. 8). a) b) c) d) 40 przegląd spawalnictwa vol. 90 7/2018 na wykresach (rys. 7 i rys. 8) wyraźnie widać tendencję do równomiernego układania się spoiny niezależnie od ilości zastosowanego dodatku wodoru. widać też, że czas niezbędny do termicznego ustabilizowania procesu spawania z zastosowaniem osłony 100% ar jest dłuższy. w próbkach z pozostałych dwóch gatunków stali, czyli s700mc i s700mc e nie stwierdzono tak dużych różnic rys. 8. grubość spoiny – stal s500ml fig. 8. thickness of joints – s500ml steel rys. 7. porównanie głębokości wtopienia – stal s500ml fig. 7. comparison of the depth of penetration – s500ml steel rys. 5. makrostruktura złącza spawanego s500ml, osłona ar + 5% h2 fig. 5. macrostructure of s500ml welded joints, shielding gas ar + 5% h2 rys. 3. makrostruktura złącza spawanego s500ml, osłona 100% ar fig. 3. macrostructure of s500ml welded joints, shielding gas 100% ar rys. 6. makrostruktura złącza spawanego s500ml, osłona ar + 10% h2 fig. 6. macrostructure of s500ml welded joints, shielding gas ar + 10% h2 rys. 4. makrostruktura złącza spawanego s500ml, osłona ar + 2% h2 fig. 4. macrostructure of s500ml welded joints, shielding gas ar + 2% h2 i stanowiły one 3 do 4% wzrost głębokości w badaniu spoin wykonanych z 2% i 5% dodatkiem wodoru oraz o 11% głębsze wtopienie, gdy wodoru w mieszance było 10%, przy pomiarze liczonym od powierzchni spawanego materiału. wynik pomiaru grubości spoiny zwiększył się odpowiednio o 2%, 3% i 22% dla poszczególnych mieszanek w porównaniu do złączy spawanych w czystym ar. 41przegląd spawalnictwa vol. 90 7/2018 literatura [1] sałaciński t.: inżynieria jakości w technikach wytwarzania, oficyna wydawnicza politechniki warszawskiej, 2016. [2] sałaciński t.: spc statistical process control, oficyna wydawnicza politechniki warszawskiej, 2016. [3] sałaciński t., sosnowski w.: system nadzorowania jakości procesów spawalniczych zgodny z wymaganiami iso 3834 w oparciu o standardy iso 9001. cz. 2, przegląd spawalnictwa, vol. 87, nr 4, 2015, s. 10-13. [4] krajewski a., hudycz m.: zapewnienie jakości i kontrola złączy spajanych, oficyna wydawnicza politechniki warszawskiej, 2015. [5] chmielewski t.: projektowanie procesów technologicznych – spawalnictwo, oficyna wydawnicza politechniki warszawskiej, 2013. [6] wojnarowski k., skowrońska b., chmielewski t., golański d.: porównanie warunków spawania różnych grubości złącza ø1016 stali l485me metodą 135/136, przegląd spawalnictwa, vol. 90, nr 5, 2018, s. 155-159. [7] jaeschke b., węglowski m., chmielewski t.: current state and development opportunities of dynamic power source for gma welding processes, journal of manufacturing technologies 42 (1), 2017, pp. 23-30. [8] ferenc k., cegielski p., chmielewski t.: technika spawalnicza w praktyce, poradnik inżyniera, konstruktora i spawacza, verlag dashofer, 2009. [9] ferenc k., ferenc j.: spawalnicze gazy osłonowe i palne, wnt, warszawa, 2013. [10] ferenc k.: spawalnictwo, wnt, warszawa, 2013. [11] skowrońska b., szulc j., chmielewski t., golański d.: wybrane właściwości złączy spawanych stali s700 mc wykonanych metodą hybrydową plazma+mag, przegląd spawalnictwa vol. 89, nr 10, 2017, s. 104-111. [12] chmielewski t., węglowski m.: analiza rynku spawalniczego w polsce pod względem sprzedaży urządzeń oraz materiałów spawalniczych, przegląd spawalnictwa, vol. 82, nr 6, 2010, s. 28-31. [13] szulc j., chmielewski t., pilat z.: zrobotyzowane spawanie hybrydowe plazma+mag stali s700 mc, przegląd spawalnictwa, vol. 88, nr 1, 2016, s. 41-45. [14] węglowski m., chmielewski t., kudła k.: porównanie wybranych właściwości nowoczesnych spawalniczych inwertorowych źródeł energii przeznaczonych do spawania metodą mag, przegląd spawalnictwa vol. 81, nr 10, 2009, s. 81-83. wnioski mając na uwadze korzystne aspekty dodatku wodoru do mieszanki spawalniczej, ale i jego szkodliwy wpływ na metale i stopy można przyjąć, że niewielki, ściśle kontrolowany dodatek wodoru do osłony argonowej chroniącej jeziorko ciekłego metalu nie ma wpływu na występowanie pęknięć w złączach spawanych o charakterze pęknięć wodorowych. badania przeprowadzone w czasie spawania drobnoziarnistych stali ferrytycznych o minimalnej granicy plastyczności 500 mpa i 700 mpa, w osłonie 2%, 5% i 10% dodatku wodoru do argonu, wykazują brak wpływu na zwłoczne pęknięcia wodorowe i potwierdzają technologiczną możliwość stosowania tych mieszanek, pod warunkiem znormalizowanego kwalifikowania technologii spawania. innymi słowy, spawanie elektrodą nietopliwą w atmosferze ww. mieszanek pozwala na wykonanie wysokiej jakości złączy, charakteryzujących się głębszym przetopem, większą gładkością lica oraz mniejszą skłonnością do podtopień krawędzi w porównaniu do złączy wykonanych w osłonie czystego argonu. przeprowadzone doświadczenia wskazują, że przy spawaniu wyrobów ze stali konstrukcyjnych zwykłej jakości takie mieszanki mogą być nawet zalecane, szczególnie gdy konieczne jest uzyskanie dobrej jakości złącza o estetycznym wyglądzie. dotyczy to większości wyrobów spawanych ze stali ferrytycznych i austenitycznych, takich jak np.: meble metalowe, obudowy maszyn czy agd. należy przy tym pamiętać, że obecność wodoru w strukturze stali może być przyczyną awarii maszyn czy urządzeń, również tych niespawanych. dlatego też jest niezmiernie ważne przestrzeganie wymagań technologicznych dotyczących odpowiedniego przygotowania złączy przed spawaniem w sposób gwarantujący brak dostępu wodoru innego niż ten zawarty w mieszance osłonowej na bazie argonu. [15] węglowski m., chmielewski t., kudła k.: ocena wydajności spawania w wysoko wydajnym procesie speedup oraz mag standard w pozycji przymusowej, biuletyn instytutu spawalnictwa w gliwicach 54, 2010, s. 199-201. [16] klimpel a.: spawanie, zgrzewanie i cięcie metali, wnt, warszawa, 1999. [17] tasak e.: metalurgia spawania, wydawnictwo jak, kraków, 2008. [18] fydrych d., rogalski g., świerczyńska a., łabanowski j.: możliwości sterowania ilością wodoru dyfundującego w złączach spawanych, przegląd spawalnictwa, vol. 89, nr 10, 2017, s. 21-26. [19] fydrych d.: wpływ warunków spawania na skłonność do tworzenia pęknięć zimnych przy spawaniu pod wodą, phd thesis, gdańsk university of technology, gdańsk, 2005. [20] fydrych d., łabanowski j.: an experimental study of high-hydrogen welding processes, revista de metalurgia 51 (4), 10.3989/revmetalm.055, 2015. [21] fydrych d., rogalski g.: wpływ warunków spawania mokrego elektrodą otuloną na zawartość wodoru dyfundującego w stopiwie, przegląd spawalnictwa, vol. 80, nr 2, 2008, s. 3-8. [22] fydrych d., świerczyńska a., rogalski g.: diffusible hydrogen content in the deposited metal of multilayer welded joints, metallurgy and foundry engineering, vol. 40 (4), 2014, pp. 221-229. [23] górka j.: właściwości i struktura złączy spawanych stali obrabianej termomechanicznie o wysokiej granicy plastyczności, monografia, wydawnictwo politechniki śląskiej, gliwice 2013. [24] górka j.: właściwości spoin stali obrabianych termomechanicznie o wysokiej granicy plastyczności, przegląd spawalnictwa vol. 83, nr 12, 2011, s. 31-35. [25] górka j.: stal obrabiana termomechanicznie s700 mc i jej spawalność, biuletyn instytutu spawalnictwa 6/2012. ps 5 2016 www.pdf 71przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 wpływ obróbki cieplnej po spawaniu   na własności i strukturę złączy ze stali 4330v effect of heat treatment after welding on the properties and structure of steel joints 4330v mgr inż. marcin żuk – politechnika śląska. autor korespondencyjny/corresponding author: marcin.zuk@polsl.pl streszczenie w artykule opisano wpływ obróbki cieplnej po spawaniu metodą mag złączy wykonanych ze stali 4330v (crnimov) na ich własności i strukturę. złącza spawano w osłonie gazu m21, z użyciem materiału dodatkowego böhler x 90-ig. wybór drutu był uwarunkowany składem chemicznym oraz wysokimi własnościami wytrzymałościowymi stali. blachy podgrzano wstępnie przed spawaniem do temperatury około 300 °c. po spawaniu przeprowadzono obróbkę cieplną, która polegała na wygrzaniu złączy w różnych temperaturach celem ich odpuszczenia. następnie uzyskane połączenia zostały poddane badaniom wizualnym, badaniom makro i mikroskopowym, pomiarowi twardości, badaniom udarności, wytrzymałości na rozciąganie oraz próbie zginania. przeprowadzone badania wykazały barak widocznych pęknięć w gotowych złączach. stwierdzono zmiany strukturalne w obrębie swc, co potwierdziły pomiary twardości w tych obszarach. skutkowało to wystąpieniem pęknięć w złączach podczas prób zginania. badania wytrzymałości na rozciąganie oraz udarności potwierdziły wysokie własności wytrzymałościowe gotowych złączy. na podstawie przeprowadzonych badań ustalono optymalną obróbkę cieplną złączy spawanych ze stali 4330v po spawaniu pod zapewniającą wysokie własności wytrzymałościowych i plastycznych. słowa kluczowe: stal 4330v; spawanie mag; obróbka cieplna po spawaniu abstract the article describes the effect of heat treatment after welding mag joints made of steel 4330v (crnimov) on their properties and structure. connectors welded gas shielded m21, with additional material böhler x 90-ig. selecting the wire was determined the chemical composition and properties of high strength steel. sheets preheated before welding to temperatures of about 300 °c. after welding, heat treatment was carried out, which consisted of annealing joints at different temperatures purpose of their forgiveness. then obtained connections were visually examined, tested macro and microscopic, measurement of hardness, impact testing, tensile and bending test. the study showed hut visible cracks in the finished joints. it was found structural changes within the swc, which confirmed the hardness measurements in these areas. this resulted in the occurrence of cracks in the joints bend test. studies tensile strength and impact strength showed the high strength properties of the finished connectors. based on the study determined the optimal heat treatment of welded joints in steel 4330v welding in providing high mechanical properties and plasticity. keywords: steel 4330v; welding mag; post weld threatment wstęp stale drobnoziarniste to jedne z najbardziej rozwijanych gatunków stali w współczesnym świecie. wraz z rozwojem technologii materiałowych możliwe jest uzyskanie coraz to nowych gatunków o bardzo wysokich własnościach wytrzymałościowych. dobór poszczególnych pierwiastków stopowych i przeprowadzenie odpowiednich zabiegów cieplnych oraz mechanicznych nie daje pewności, że taki materiał będzie zachowywał swoje własności w wszystkich warunkach produkcyjnych czy też eksploatacyjnych [1,2]. w przypadku stali obrobionych cieplnie sprawy komplikują się dodatkowo, ponieważ materiał dostarczany jest w stanie gotowym. wszystkie zabiegi technologiczne, które nagrzewają materiał, mogą doprowadzić do degradacji struktury wewnętrznej marcin żuk dzięki której uzyskuje się wysokie własności wytrzymałościowe [1,2]. uzyskanie odpowiedniej struktury oraz własności wytrzymałościowych i plastycznych wymaga dobrania odpowiednich pierwiastków stopowych oraz mikrododatków takich jak wanad, tytan, niob. dzięki precyzyjnemu doborowi dodatków stopowych można w pewnym zakresie kontrolować zmiany fazowe zachodzące w stali [3÷6]. pierwiastki stopowe a bardziej mikrododatki są dodawane, aby osiągnąć pewne pożądane efekty w stali. dlatego też wanad dodaje się, aby uzyskać efekt utwardzenia wydzieleniowego stali, w przypadku tytanu, niobu uzyskuje się efekt rozdrobnienia ziarna, dzięki czemu stal wykazuje lepsze własności wytrzymałościowe. w stalach obrobionych cieplnie przeglad welding technology review 72 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 dodatki tytanu i wanadu wpływają na zwiększenie temperatury odpuszczania dzięki czemu opóźnia się proces rozkładu martenzytu [3÷6]. stal 4330v (crnimov) jest to stal stopowa obrobiona cieplnie o wysokich własnościach wytrzymałościowych oraz plastycznych. dzięki dodatkowi wanadu uzyskuje się w tej stali wzrost twardości oraz wytrzymałości, co jest bardzo korzystne ze względu na późniejsze zastosowanie. stal ta wykorzystywana jest w przemyśle naftowym i gazowniczym oraz lotniczym. wykonuje się z tej stali różnego rodzaju wały, głowice wiercące [3÷7]. ze względu na dużą zawartość węgla (ok. 0,3%) oraz dodatków stopowych materiał ten jest uznawany za trudno spawalny i wymagana jest obróbka cieplna złączy po spawaniu, co może wiązać się z utratą pewnych własności, dodatkowo proces spawania ze względu na ryzyko pęknięć po spawaniu, powinien być przeprowadzony z wykorzystaniem niskowodorowych procesów spawania [1,2,6]. badania własne celem pracy było zbadanie wpływu obróbki cieplnej po spawaniu na własności i strukturę złączy doczołowych rys. 1. mikrostruktura stali 4330v fig. 1. microstructure of 4330v steel o grubości 10 mm ze stali 4330v (skład chemiczny i własności badanej stali przedstawiono w tablicy i, ii a strukturę na rysunku 1 spawanych metodą mag drutem o średnicy 1,2 mm böhler x 90-ig (skład masowy stopiwa oraz własności przedstawiono w tabl. iii i iv) w osłonie mieszanki arco2 (82/18). próbka stężenie pierwiastków, [%] c cr ni mn mo si p s cu al nb ti v norma 0,3-0,34 0,75-1,0 1,65-2,1 0,75-1,0 0,4-0,5 0,15-0,35 0,035 max 0,035 max -* 0,015 -0,035 -* -* 0,05-0,1 p1 0,31 0,99 1,84 0,9 0,43 0,26 0,012 0,00 0,17 0,03 0,029 0,008 0,06 *nie oznaczono tablica i. skład chemiczny stali aisi 4330v [7÷9] table i. chemical composition of steel aisi 4330v [7÷9] umowna granica   plastyczności r0,2 *,  [mpa] wytrzymałość na   rozciąganie rm *,   [mpa] wydłużenie a*,   [%] praca łamania kv (-40 °c) *, [j] twardość hrc* 1000 1140 19 89 34,4 * wartości minimalne tablica ii. własności stali aisi 4330v [8] table ii. properties of steel aisi 4330v [8] stężenie pierwiastków, [%] c cr ni mn mo si 0,1 0,35 2,25 1,8 0,6 0,8 tablica iii. skład chemiczny stopiwa böhler x 90-ig [10] table iii. chemical composition of böhler x 90-ig [10] umowna granica   plastyczności r0,2 *,  [mpa] wytrzymałość na   rozciąganie rm *,   [mpa] wydłużenie a*,   [%] praca łamania kv (-60 °c) *, [j] 890 940 16 47 * wartości minimalne tablica iv. własności drutu böhler x 90-ig [10] table iv. properties of böhler x 90-ig wire [10] 73przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 wykonanie złączy próbnych do procesu spawania użyto stali 4330v o grubości 10 mm z ukosowaniem typu v. spawanie wykonano metodą mag z użyciem materiału dodatkowego böhler x 90-ig o średnicy 1,2 mm w osłonie mieszanki gazowej ar+co2 (18% co2). parametry procesu spawania przedstawia tabl. v. ściegi wykonywano w pozycji podolnej, z wstępnym podgrzaniem materiału do temperatury około 300 °c. w celu zachowania stałych warunków spawania na całej długości spoiny wykorzystano płyty dobiegowe i wybiegowe. podczas procesu spawania kontrolowano temperaturę, która nie przekraczała 400 °c. obróbka cieplna złączy próbnych po przeprowadzonym procesie spawania złączy, przystąpiono do obróbki cieplnej polegającej na podgrzewaniu materiału z piecem do temperatury odpuszczania (175, 275, 575 °c) i następnym wygrzewaniu w tej temperaturze przez 5h (rys. 2). po obróbce złącza były chłodzone w powietrzu. parametry spawania natężenie prądu i, [a] napięcie łuku u, [v] prędkość podawania drutu v, [m/min] tablica v. parametry procesu spawania table v. parameters of the welding process 1) lico 2) lico 3) lico grań grań grań rys.  2.  złącza po spawaniu i obróbce cieplnej w temperaturze odpuszczania: 1) 175 °c, 2) 275 °c, 3) 575 °c fig.  2. joints after welding and heat threatment in temperature: 175 °c, 2) 275 °c, 3) 575 °c badania złączy  złącza po spawaniu i odpuszczaniu zostały poddane badaniom: – wizualnym na podstawie wymagań pn-en iso 17637, – penetracyjnym na podstawie wymagań pn-en iso 3452, – metalograficznym makroskopowym na mikroskopie świetlnym olympus szx9; próbki trawiono w nitalu, – metalograficznym mikroskopowym na mikroskopie świetlnym nikon eclipse ma100; próbki trawiono w nitalu, – pomiaru twardości metodą vickersa na urządzeniu vep lipsk hpo-250 na podstawie wymagań pn-en iso 15614-1. badania przeprowadzono w dwóch liniach pomiarowych leżących o 2 mm poniżej górnej i dolnej powierzchni spawanego złącza. schemat pomiarów twardości przedstawia rysunek 3. – wytrzymałości na rozciąganie, przeprowadzonym na maszynie wytrzymałościowej uts-250 na podstawie wymagań pn-en iso 6892-1. badania przeprowadzono w 20 °c, – próbie udarności metodą charpy’ego młotem wahadłowym na podstawie wymagań pn-en iso 148-1. badanie przeprowadzono w temperaturze -40 °c, próbka standardowa 10x10x55 mm z karbem typu v 2 mm. próby wykonano w spoinie oraz w swc. – próbie zginania złączy na prasie hydraulicznej na podstawie wymagań pn-en iso 5173. próba zginania poprzecznego przeprowadzona od strony grani, walec gnący o średnicy 40 mm. rys. 3. schemat linii pomiaru twardości fig. 3. schematic line measuring hardness analiza wyników badań  przeprowadzone badania wizualne otrzymanych złączy próbnych (rys. 2) wykazały niezgodności spawalnicze typu rozprysk. w złączu 2 stwierdzono występowanie skupiska porowatości oraz niepełne wypełnienie rowka. w złączu 3 zaś stwierdzono nieznaczne wklęśniecie lica. badania penetracyjne wykonano od strony lica (rys. 4). w wyniku badań nie stwierdzono wskazań w obrębie linii wtopienia, co może sugerować brak pęknięć w tych miejscach. w przypadku złącza 2 uwidoczniły się pory powstałe na licu oraz niepełne wypełnienie rowka. wykonane badania makrostruktury (rys. 5) nie uwidoczniły widocznych niezgodności wewnętrznych. stwierdzono występowanie pełnego przetopu w złączach. w wyniku badań mikrostruktury (rys. 6) stwierdzono strukturę martenzytyczną swc w wyniku odpuszczania w temperaturze 175 °c. wyższe temperatury odpuszczania doprowadziły do ujawnienia struktury martenzytu odpuszczonego z rozrostem ziarna wraz z zwiększaniem temperatury odpuszczania. struktura spoiny ujawniła martenzyt odpuszczony z niewielkim udziałem bainitu. wraz z zwiększaniem temperatury odpuszczania wielkość ziarna rosła. rys. 4. badania penetracyjne złączy fig. 4. penetrant testing of joints   1)   2)   3) 74 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 rys. 5. widok makrostruktury złącza 1 fig. 5. view macrostructure joint 1 1) 175 °c spoina 2) 275 °c spoin 3) 575 °c spoin swc swc swc rys. 6. widok mikrostruktury złączy spawanych fig. 6. view mikrostructure weld joints przeprowadzone badania twardości (rys. 7) wykazały brak wzrostu twardości w materiale rodzimym po obróbce cieplnej, oscylowała ona w granicach 340 hv. w przypadku swc wraz z wzrostem temperatury odpuszczania zmniejsza się twardość w tym obszarze z ok. 550 hv w przypadku złącza 1 do ok. 330 hv w przypadku złącza 3. wskazuje to na znaczne odpuszczenie i potwierdza zmiany struktury w swc. twardość w spoinie jest na stałym poziomie w wszystkich przypadkach (około 320 hv), nieznacznie następuje wzrost twardości w przypadku złącza 2 do około 350 hv. badania wytrzymałości na rozciąganie (rys. 8) wykazały wartość wytrzymałości na rozciąganie na poziomie wytrzyrys. 7. wyniki pomiarów twardości. linia a fig. 7. results of hardness measurement. line a rys. 8. wyniki wytrzymałości na rozciąganie fig. 8. the results of the tensile strength rys. 9. wyniki badań udarności fig. 9. impact test results rys. 10. złącza po próbie zginania fig. 10. joints after the bending test małości materiału dodatkowego. osiągnięto wytrzymałość w granicy 1040 mpa w przypadku złączy 1 i 3, w złączu 2 ujawniono widoczny spadek wytrzymałości do poziomu 800 mpa. wydłużenie osiągnęło wartość około 10% w przypadku złączy 1 i 3, w złączu 2 było one bliskie zeru. badania udarności (rys. 9) złączy próbnych wykazały wzrost wartości pracy łamania w stosunku do materiału rodzimego przed spawaniem. w przypadku złącza 2 nawet do 160 j. praca łamanie w spoinie złącza 1, 2 była na poziomie 50 j, w połączeniu nr 3 nastąpił widoczny spadek wartości pracy łamania do około 5 j. próby zginania wykonane na złączach próbnych (rys. 9) ujawniły pęknięcia w złączach 2 i 3. złącze 1 uzyskało kąt gięcia bliski 180°. może to sugerować dobre własności takiego złącza w późniejszej eksploatacji.   1)   2)   3) 75przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 literatura [1] c. mikia. k. homma, t. tominaga, high strength and high performance steels and their use in bridge structures, journal of constructional, steel research 58 (2002), s.3–20. [2] c. lee. h. shin. k. park, evaluation of high strength tmcp steel weld for use in cold regions, journal of constructional steel research 74 (2012), s.134–139. [3] j. pacyna, r. dąbrowski, wpływ wanadu na przemiany przy odpuszczaniu stali o małej zawartości innych pierwiastków, 12 th international scientific conference. achivements in mechaanical and material engenering, s. 713-718. [4] s. rudnik, metaloznawstwo, państwowe wydawnictwo naukowe, warszawa 1980r. [5] k. przybyłowicz, metaloznawstwo, wyd. wnt, warszawa 2007r. [6] j. górka, własności i struktura złączy spawanych stali obrabianej termoplastycznie o wysokiej granicy plastyczności, wyd. pol. śl., gliwice 2013. [7] aisi 4330v, tata steel, 2015r. [8] certyfikat jakości stali 4330v. [9] www.westyorkssteel.com, karta charakterystyki stali 4330v. [10] www.boehler-welding.com, karta charakterystyki böhler x 90-ig. podsumowanie w wyniku przeprowadzonych badań złączy próbnych ze stali 4300v spawanych metodą mag z użyciem drutu x 90-ig, poddanym procesom odpuszczania, można stwierdzić, że istnieje możliwość wykonania złączy o wysokich własnościach wytrzymałościowych. analiza mikrostruktury ujawniła strukturę martenzytyczną po spawaniu w swc. wraz zwiększeniem temperatury odpuszczania zmniejszała się twardość w tym obszarze, w wyniku czego w przypadku złącza nr 3 jest ona na poziomie materiału rodzimego. proces odpuszczania nie wpłynął na obniżenie własności wytrzymałościowych w przypadku skrajnych temperatur odpuszczania. spoina charakteryzuje się strukturą odpuszczonego martenzytu z bainitem, jej twardość jest zbliżona do materiału rodzimego. w wyniku przeprowadzonych badań zginania uzyskano pęknięcia w dwóch złączach (2,3). dzięki analizie wyników struktury oraz badań niszczących można stwierdzić, że najkorzystniejszą obróbką cieplną złączy stali 4330v spośród przebadanych jest odpuszczanie w temperaturze 175 °c w czasie 5 godzin. 201411_pspaw.pdf 2 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 przemysław pastuszak termografia aktywna w analizie   uszkodzeń cylindrycznych   struktur kompozytowych active thermography for damage analysis of cylindrical composite structures mgr inż. przemysław pastuszak – instytut konstrukcji maszyn, wydział mechaniczny, politechnika krakowska. autor korespondencyjny/corresponding author: ppastuszak@pk.edu.pl streszczenie w pracy zaprezentowano zagadnienia dotyczące analizy uszkodzeń cylindrycznych struktur kompozytowych za pomocą aktywnej termografii w podczerwieni. przedmiotem badań były cylindryczne struktury kompozytowe o osnowie polimerowej wykonane z jednokierunkowych prepregów (s1) oraz tkaniny szklanej i żywicy epoksydowej (s2). w badaniach były wykorzystywane panele o wymiarach: długość l = 300 mm, promień r = 92 mm i grubość t = 2 mm. w celu wytworzenia sztucznej delaminacji pomiędzy czwartą i piątą warstwą w środkowej części laminatu umieszczono wkładki teflonowe o różnej geometrii. ponadto badane próbki były obciążane statycznie aż do finalnego zniszczenia. pozwoliło to na wytworzenie rzeczywistych uszkodzeń i porównanie ich z symulowanymi. wykonane badania potwierdziły skuteczność badań termograficznych w wykrywaniu i identyfikacji defektów występujących w laminatach szklanych. słowa kluczowe: termografia aktywna, delaminacje, struktury kompozytowe abstract the paper presents issues concerning the failure analysis of cylindrical composite structures using active infrared thermography. the subject of the study were cylindrical structures made of composite unidirectional prepregs (s1) and a woven roving glass/ epoxy resin (s2). the panels used in this study are the following dimensions: length l = 300 mm, the radius r = 92 mm and a thickness t = 2 mm. in order to produce artificial delamination, between the fourth and the fifth layer, in the canter of laminate, teflon inserts with various thicknesses were placed. in addition, the samples were loaded statically up to the final failure. this allowed the formation of the real defects and compare them with simulated. the study confirmed the effectiveness of the active thermography in detecting and identifying defects in the glass laminates. keywords: active thermography, delamination, composite structures wstęp wykładniczy rozwój nauki i techniki determinuje zmiany zachodzące w sposobie projektowania konstrukcji inżynierskich. bardzo wysoko już postawione kryteria wytrzymałościowe przy stale obniżanej masie i objętości konstrukcji niosą za sobą konieczność optymalnego wykorzystania istniejących materiałów, ale przede wszystkim tworzenia nowych, dotąd niespotykanych kompozycji. alternatywnym rozwiązaniem dla tradycyjnych materiałów izotropowych są materiały kompozytowe, których właściwości termomechaniczne mogą być projektowane kierunkowo. jednak, pomimo wielu istotnych zalet omawianych materiałów, mają one także wiele wad. główną z nich jest mnogość form zniszczenia (pękanie osłony/włókien, delaminacje etc.), które są odpowiedzialne za zmniejszenie sztywności, jak i wytrzymałości konstrukcji. ponadto, stopniowy rozwój zniszczenia od lokalnych mikrodefektów może prowadzić do globalnego zniszczenia konstrukcji, gdy nie spełnia ona już swoich funkcjonalnych 3przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 rys. 1. rozmieszczenie urządzeń badawczych w termografii aktywnej: a) metoda transmisyjna, b) metoda jednostronna fig. 1. arrangement of the research equipment for active thermography: a) the transmission method and b) the one-sided method a) b) zadań [1]. istnieje bardzo duże ryzyko, że defekty znajdujące się wewnątrz struktury nie zostaną wykryte, co w konsekwencji wiąże się z dodatkowymi kosztami i zagrożeniem zdrowia lub życia człowieka. dlatego też, zachodzi potrzeba stosowania nowoczesnych metod do oceny stanu konstrukcji. do tego zadania wykorzystano szereg technik z dziedziny badań nieniszczących (non-destructive testing – ndt), które podlegają nieustannej ewolucji, ze względu na rozwój inżynierii materiałowej. charakterystyka metod, które są obecnie najbardziej rozpowszechnione w przemyśle, została zawarta w tablicy i. spośród wymienionych metod badań nieniszczących, termografia w podczerwieni ma kilka wyróżniających ją zalet: szybkość, bezkontaktowość, a także łatwość w interpretacji wyników. ponadto nieinwazyjność tej metody stwarza możliwości zastosowania jej praktycznie w każdym procesie, gdzie występują zmiany temperatury. tablica i. charakterystyka najczęściej stosowanych w przemyśle metod ndt [2÷4] table i. characteristic of the common ndt methods [2÷4] fotonów promieniowania ir na sygnał elektryczny. następnie, uzyskany sygnał jest przetwarzany i wizualizowany w postaci obrazów termicznych (termogramów). można rozróżnić aktywne i pasywne procedury termografii w podczerwieni. zasadnicza różnica polega na tym, że w badaniach metodą aktywną wykorzystuje się dodatkowe źródło stymulacji cieplnej obiektu. natomiast techniki pasywne wykorzystują ciepło powstałe w wyniku jego funkcjonowania. istnieje podział metod aktywnych według wzajemnego położenia urządzeń badawczych, rodzaju źródła cieplnej stymulacji, czy też kształtu i wymiarów strefy stymulacji ciepła i rejestracji temperatury. położenie źródła cieplnej stymulacji i urządzenia rejestrującego temperaturę możliwe jest w dwóch konfiguracjach: jednostronnej i dwustronnej. w pierwszym przypadku wzbudnik cieplny i detektor promieniowania znajdują się po tej samej stronie badanego materiału, natomiast w drugiej konfiguracji są po przeciwnych stronach. przykładowe rozmieszczenie urządzeń badawczych zostało zobrazowane na rysunku 1. metoda badań cecha b ad an ia u ltr ad źw ię ko w e b ad an ia e m is ji ak us ty cz ne j b ad an ia te rm og ra fic zn e b ad an ia p rą dó w w iro w yc h b ad an ia to m og ra fic zn e b ad an ia p en et ra cy jn e b ad an ia w iz ua ln e badanie próbek metalicznych + + + + − + + badanie próbek kompozytowych + + + − + + + badania bezpośrednio na próbce − + + + − + + wielkość badanej próbki − + + + + + złożoność geometrii próbki + + + − + − − badania wewnątrz struktury + + + − + − − odporność na warunki środowiskowe + + + + − − + implementacja metody − + + + − + + automatyzacja pomiarów + − + − + − + efektywność metody − + + + − + + + zgodność z podaną cechą, − brak zgodności z podaną cechą termografia w podczerwieni termografia w podczerwieni to dziedzina wiedzy i techniki zajmująca się detekcją, akwizycją i przetwarzaniem fal promieniowania podczerwonego (ir) na użyteczne dla człowieka informacje. dzięki właściwościom, którymi się charakteryzuje, możliwy jest bezkontaktowy pomiar temperatury na powierzchni badanych obiektów. kamera termowizyjna wyposażona w odpowiedni detektor przetwarza energię padających termografia aktywna opiera się na tworzeniu fali cieplnej na powierzchni badanego obiektu. w zależności od zastosowanej metody może to być impuls prostokątny lub sinusoidalny. fala cieplna jest różnie absorbowana przez poszczególne materiały. zależne jest to przede wszystkim od częstotliwości wzbudzenia, ale także od właściwości termofizycznych, przewodnictwa cieplnego, pojemności cieplnej i gęstości testowanych materiałów. jeżeli fala cieplna dotrze do obszarów, gdzie właściwości termofizyczne różnią się (delaminacja, wtrącenia, porowatość), jest częściowo odbijana, co jest widoczne na powierzchni stygnącej próbki w postaci zaburzonego 4 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 rozkładu temperatury. oceniając amplitudę lokalnej temperatury powierzchni, można otrzymać informacje o wewnętrznej strukturze (głębokości, geometrii lub rodzaju defektu). zastosowanie to ma sens wówczas, gdy grubość materiału odpowiada w przybliżeniu długości fali cieplnej oraz gdy występują różnice we właściwościach termofizycznych badanego materiału i defektu. źródłem stymulacji cieplnej badanych obiektów może być: promieniowanie optyczne, prądy wirowe, prąd elektryczny, drgania mechaniczne i in. szczegółowe omówienie prezentowanych zagadnień związanych z technikami termografii w podczerwieni można odnaleźć w literaturze uznanej przez autora niniejszej pracy jako podstawową [5÷7], literaturze krajowej [8÷11], a także pracach autora [12÷15]. ponadto zostało opublikowanych wiele prac ściśle dotyczących omawianego tematu, które można podzielić ze względu na zastosowane metody, takie jak: termografię impulsową [16,17], modulacyjną [18,19], impulsowo-fazową [20,21], czy wibrotermografię [22,23]. godne uwagi są prace porównujące między sobą poszczególne metody [2,24÷26]. badania doświadczalne przedmiotem badań były cylindryczne struktury kompozytowe o osnowie polimerowej wykonane z jednokierunkowych prepregów (p1) oraz tkaniny szklanej i żywicy epoksydowej (p2). w badaniach były wykorzystywane panele o wymiarach: długość l = 300 mm, promień r = 92 mm i grubość t = 2 mm. w celu wytworzenia sztucznej delaminacji pomiędzy czwartą i piątą warstwą w środkowej części laminatu umieszczono wkładki teflonowe o grubości 400 i 25 μm. ponadto badane próbki były obciążane statycznie aż do finalnego zniszczenia. pozwoliło to na wytworzenie rzeczywistych uszkodzeń i porównanie ich z symulowanymi. schemat badanej struktury z umiejscowioną delaminacją oraz widok rzeczywistego panelu przedstawiono na rysunku 2. badania doświadczalne były prowadzone na stanowisku badawczym wykonanym w instytucie konstrukcji maszyn politechniki krakowskiej. podstawowymi elementami stacji badawczej były: kamera termowizyjna marki flir a325, komputer z oprogramowaniem ir-ndt i thermacam researcher pro, lampy halogenowe oraz jednostka sterująca. dodatkowo, w celu wytworzenia uszkodzeń, wykonano prasę z manualną kontrolą obciążenia (rys. 3). kamera termowizyjna flir a325 jest wyposażona w połączenie rj-45 gigabit ethernet, dzięki któremu możliwe jest uzyskanie 16-bitowych obrazów o rozdzielczości 320x240 przy częstotliwości 60 hz. ponadto wyposażona jest w dwa zewnętrzne obiektywy: 10 mm i 18 mm, a także może wykonywać pomiary w zakresie temperatury od -20 do 350 °c z dokładnością do 0,07 °c. działa w zakresie spektralnym od 7,5 do 13,5 µm. zdjęcie kompletnego stanowiska do badań z wyszczególnieniem urządzenia do obciążania próbek przedstawiono na rysunku 3. analizy termograficzne przeprowadzane były w temperaturze pokojowej. badane próbki były ogrzewane przez lampę halogenową i monitorowane za pomocą kamery termowizyjnej, zarówno podczas ogrzewania, jak i chłodzenia. zastosowano metodę dwustronną (transmisyjną), co oznacza że próbka znajduje się pomiędzy kamerą, a źródłem ciepła. a) rys. 2. obiekt badań: a) schemat cylindrycznej próbki z umiejscowioną sztuczną delaminacją, b) rzeczywisty widok panelu kompozytowego fig. 2. research material: a) diagram of the cylindrical sample with artificial delamination, b) the real view of the composite panel b) a) b) rys. 3. a) stanowisko do badań termograficznych, b) prasa do obciążeń statycznych fig. 3. a) test rig for thermographic survey b) press for static loads 5przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 rys. 6. rozwój temperatury dla wybranych punktów p1 i p2 (z defektem i bez defektu) oraz absolutny kontrast temperaturowy (atc) dla s1 fig. 6. temperature evolution for selected points: p1 and p2 (within and beyond defected area) and absolute thermal contrast (atc) for s1 rys. 7. termogram z pionowymi i poziomymi profilami temperaturowymi dla maksymalnego kontrastu temperaturowego (atc) dla s1 fig. 7 . thermogram with the horizontal and vertical temperature profiles for the maximal atc for s1 wyniki i dyskusja w 80% przypadków wynik jakościowy pozwala stwierdzić, czy badany obiekt opuści linię produkcyjną lub zostanie dopuszczony do dalszej eksploatacji [5]. wyniki testów pokazują, że identyfikacja zarówno sztucznej, jak i powstałej w wyniku obciążeń statycznych nieciągłości materiału za pomocą aktywnej termografii w podczerwieni jest prosta i szybka do przeprowadzenia. na rysunkach 4 i 5 zaprezentowano wybrane termogramy dla struktur nieobciążonych oraz zniszczonych w wyniku ściskania. obszary o obniżonej temperaturze wskazują na możliwość wystąpienia uszkodzeń w strukturze. rozwój temperatury dla wybranych punktów umieszczonych w obszarach z defektem i bez defektu (p1 i p2) oraz absolutny kontrast temperaturowy (atc) dla próbki wykonanej z prepregów jednokierunkowych (s1) został zaprezentowany na rysunku 6. maksymalny kontrast termiczny wynosi 2,94 °c i wystąpił tuż po zakończeniu ogrzewania próbki w 11,87 sekundzie. wyniki przeprowadzonej analizy termograficznej są również zaprezentowane w postaci termogramów 2d&3d z wyszczególnionymi profilami temperaturowymi dla poszczególnych obszarów wolnych od wad oraz regionów ze sztucznie wprowadzonym defektem (rys. 7). kształt i położenie folii teflonowej mogą być zaobserwowane zarówno na termogramie, jak i na profilach temperaturowych dzięki obniżonej temperaturze. nierównomierne ogrzewanie oraz fluktuacje emisyjności mają bardzo duży wpływ na jakość otrzymanych danych termograficznych, dlatego też należy zawsze uwzględniać te zjawiska przy interpretacji obrazów termicznych. na rysunku 7 zaobserwowany spadek temperatury na krawędziach próbki jest spowodowany nierównomiernym ogrzewaniem. a) b) rys. 4. termogramy struktury: a) nieobciążonej, b) zniszczonej w wyniku obciążeń statycznych, wykonanej z włókna szklanego i żywicy epoksydowej fig. 4. thermograms of investigated structures a) unloaded, b) destroyed by static loading made of fiberglass and epoxy resin a) b) rys. 5. termogramy struktury: a) nieobciążonej, b) zniszczonej w wyniku obciążeń statycznych, wykonanej z prepregów jednokierunkowych fig. 5. . thermograms of investigated structures a) unloaded, b) destroyed by static loading made of unidirectional glass prepregs 6 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 11/2014 wnioski zaprezentowane wyniki potwierdzają tezę, że badania nieniszczące wykorzystujące termografię w podczerwieni są bardzo efektywnym i skutecznym narzędziem w wykrywaniu, lokalizacji i ocenie defektów podpowierzchniowych występujących w wielowarstwowych strukturach kompozytowych. testy termograficzne przeprowadzono na cylindrycznych panelach kompozytowych ze sztucznie wprowadzoną delaminacją w postaci kwadratowej folii teflonowej o różnej geometrii oraz rzeczywistych defektów wytworzonych podczas klasycznej próby ściskania. należy zauważyć, że może być obserwowana nie tylko geometria poszukiwanych defektów, ale także ich rozwój. literatura [1] a. muc: mechanika kompozytów włóknistych; księgarnia akademicka, kraków, 2003. [2] e. kuhn, e. valot, p. herve: a comparison between thermosonics and thermography for delamination detection in polymer matrix laminates; composite structures, 2012, 94, s. 1155–1164. [3] a. lewińska-romicka: badania nieniszczące. podstawy defektoskopii; wnt, warszawa, 2001. [4] p.d. pastuszak, m. chwał, a. muc, j. bieniaś: defects identification in gfrp cylindrical panels by active thermography; przetwórstwo tworzyw 1/2014, s. 68-75, issn 1429-0472. [5] x.p.v. maldaque; theory and practice of infrared technology for nondestructive testing, john wiley & sons, inc., new york toronto, 2001. [6] x.p.v. maldague, p.o. moore; infrared and thermal testing nondestructive testing handbook, american society for nondestructive testing, 3, 2001. [7] c. ibarra-castanedo; quantitative subsurface defect evaluation by pulsed phase thermography: depth retrieval with the phase, phd thesis, university laval, 2005. [8] w. oliferuk; termografia podczerwieni w nieniszczących badaniach materiałów i urządzeń; biuro gamma, warszawa, 2008. [9] w. świderski; metody termograficzne w nieniszczących badaniach materiałów kompozytowych do zastosowań specjalnych. wojskowy instytut techniczny uzbrojenia, zielonka 2010. [10] b. więcek, g. mey; termowizja w podczerwieni: podstawy i zastosowania; wydawnictwo pak, warszawa 2011. [11] h. madura, ed.; pomiary termowizyjne w praktyce. wydawnictwo pomiary automatyka kontrola pak, warszawa, 2004. [12] p.d. pastuszak, a. muc; methods of infrared non-destructive techniques: review and experimental studies, key engineering materials, t. 542, s. 131-141, 2013. [13] a. muc, p.d. pastuszak; prediction of subsurface defects through a pulse thermography: experiments vs. numerical modeling. proceedings of 15th eccm, venice – italy 2012. [14] pastuszak p.d., badania termograficzne cylindrycznych paneli kompozytowych. czasopismo techniczne, politechnika krakowska, t. 9-m/2012, s. 213-222, kraków 2012. [15] m. chwał, p. pastuszak, w. lachendro, m. barski; analiza delaminacji w panelach kompozytowych metodą termografii impulsowo-fazowej, przetwórstwo tworzyw 6(144), 2011, s. 432-437. wydział mechaniczny politechniki wrocławskiej katedra materiałoznawstwa, wytrzymałości i spawalnictwa zg stowarzyszenia inżynierów techników mechaników polskich politechnika świętokrzyska centrum laserowych technologii metali pśk i pan zapraszają do udziału w: 4. międzynarodowej konferencji naukowej natryskiwania cieplnego i napawania wrocław 22-24.09.2015 r. na temat: „postęp, zastosowania i nowoczesne technologie” ang_ps 10 2018 31welding technology review vol. 90 10/2018 cavitation erosion and sliding wear resistance of hvof coatings dr inż. mirosław szala – lublin university of technology, mechanical engineering faculty, lublin, poland; dr hab. inż. mariusz walczak, prof. wsei – university of economics and innovation, lublin, poland; corresponding author: m.szala@pollub.pl introduction thermally sprayed coatings increase the wear resistance of machine and equipment components. the abrasive processes, erosion by solid particles and corrosion processes are the most frequently mentioned wear processes in literature [1÷4]. systematic research articles on abrasive wear of thermally sprayed coatings are published and these issues seem to be quite well known. however, there are relatively few scientific reports describing issues related to the testing of resistance to cavitation wear of thermally sprayed coatings, using the hvof (high velocity oxygen fuel) method. the method is mainly used for metal or cermet coatings [4÷10]. in comparison to other thermal spraying processes, e.g. plasma spraying or flame spraying, hvof spray coatings have a low porosity and homogeneous structure. this is mainly due to the low process temperature and the high speed of the sprayed particles [2,11,12]. the search for coatings with high resistance to cavitation erosion is a current issue, both from a scientific and industrial point of view [6,10,13÷15]. literature survey indicates that the homogeneous structure of the material has a positive effect on the increase in resistance to cavitation erosion [16÷18]. mirosław szala, mariusz walczak therefore, it seems advisable to carry out cavitation resistance tests of thermally sprayed coatings using the hvof method. the literature describes works describing the resistance to cavitation wear of cr3c2-nicr cermet coatings applied with the hvof method [5,6], but there are few papers relating to resistance to cavitation erosion of mcraly (m = ni and/or co) type coatings. particularly there is a lack of works which synthesize the results of the abrasive and cavitation tests of hvof coatings carried out with reference to standard reference materials, for example stainless steel. the aim of the research was to assess the resistance to cavitation erosion and abrasive wear of hvof coatings. material and methods of research the test material consisted of two thermally sprayed coatings with supersonic velocities (hvof) on a stainless steel substrate of aisi 304 grade (x5crni18-10 according to pn-en), from which reference samples were made. coatings of type m(ni, co)craly (designated as z2) and crc-nicr (designated keywords: cavitation erosion; sliding wear; hvof; thermal spraying abstract the aim of the work was to investigate the resistance to cavitation erosion and sliding wear of as-sprayed hvof coatings. m(ni,co)craly and cr3c2-nicr based coatings were deposited using hvof method onto stainless steel substrate grade aisi 304. as-sprayed coatings’ surface morphology was examined by sem-eds and profilometer methods. cavitation erosion tests were conducted in distilled water with the use of vibratory rig and stationary specimen method. cavitation erosion curves were plotted as well as cavitational wear mechanism was observed with the use of sem microscope. sliding wear tests were performed using the ball-on-disc tribotester with counter-specimen (ball) made of steel 100cr6. wear rates and coefficient of friction were computed. normalized wear resistance with reference to stainless steel reference sample aisi 304 was calculated. in addition, comparable analysis of wear resistance results was conducted. m(ni,co)craly coating presented the highest cavitation erosion resistance, therefore cr3c2-nicr coating represented the highest sliding wear resistance of all tested materials. doi: http://dx.doi.org/10.26628/ps.v90i10.948 32 welding technology review vol. 90 10/2018 table i. results of chemical composition analysis in spots marked in figure 1, sem-eds as z3) were sprayed onto steel pins with a diameter of ø25. m(ni,co)craly type thermally sprayed coatings are mainly used as bond-coatings, anti-oxidation and high temperature corrosion protection coatings, while cr3c2-nicr coatings are used to provide, among others, corrosion resistance, erosion resistance and abrasion resistance. the morphology of the coatings was characterized by observing the surface using a phenom world pro-x scanning microscope (sem-eds, phenom-world). the surface roughness of the coatings was measured after spraying using the dektak 150 contact profilometer from veeco instruments, inc. (rounding radius of the measuring needle 2 μm). an analysis of chemical composition was performed in selected micro-areas using the sem-eds method. cavitation tests were carried out using a vibratory apparatus using a stationary specimen method (in accordance with astm g-32). the distance between the tip of the sonotrode and the sample was 1 mm. the tests were carried out in distilled water and the total test time was 12 hours. on the basis of successively determined with an accuracy of 0.1 mg of mass loss, erosive curves of the tested materials were plotted. the qualitative analysis of the cavitation wear area of the hvof spray coatings was performed. the worn surface was observed using the phenom-world prox scanning microscope, (15 kv, bse detector, phenom-world). the abrasive wear tests were carried out on a cs-instruments ball-on-disc tribotester. as a counter-sample (ball), a 6 mm diameter ball made of 100cr6 steel with 64 hrc hardness (from csm instruments) was used. the tests were carried out under a 5 n load with a linear speed of 0.035 m/s on a radius of 5.5 mm. the total test distance during which the coefficient of friction was determined was 100 m. the wear measure was equal to volumetric loss of the sample occurred as a trace of abrasion as a result of sample and ball mating. for this purpose, a sample wear profile was measured on the circumference of the sample (in 12 places) using the dektak 150 contact profilometer from veeco instruments. volumetric loss was determined as the product of the average value of the sample wear trace and the circumference of the wear trace circle formed in the „ball-on-disc” test. then the so-called wear factor k, which, in addition to the volumetric loss, took into account the load and sliding distance used during the test (1)[19]: k= [mm3 n-1 m-1] (1) a lower wear factor value k means greater abrasion resistance. under the same test conditions, the resistance to cavitation erosion and abrasive wear of the reference sample made of aisi 304 steel were tested. obtained results of coating resistance tests were compared with the results obtained for the reference sample. the relative normalized wear resistance ne has been calculated. a higher value of the ne coefficient means higher resistance to a given type of wear. research results and their discussion characteristics of the tested coatings the roughness of the reference sample was ra = 0.1 μm, while the roughness of the z2 and z3 coatings measured in the state after the hvof spraying was similar to each other and was ra = 5.6 μm and ra = 4.7 μm. figure 1 shows the surfaces of the tested coatings. the coatings were characterized by a lamellar structure typical for thermally sprayed materials. photographs show lamellas, oxides and pores (figure 1). the z3 coating lamellas are characterized by the occurrence of cracks. the results of the analysis of the chemical composition of the coatings are presented in table i. the z2 coating contained nickel and cobalt, which according to literature [9] form a γ solid solution with the structure of fcc and the intermetallic phase β-(co, ni)al, while the hardness of the coating is about 450÷550 hv [9.2]. however, the z3 coating contains large amounts of chromium, nickel and carbon. according to the literature data [8,11,21], cermetal coatings of cr3c2-nicr type produced by the hvof method may contain cr3c2, cr7c3, cr2o3 and phases made of chromium and nickel, the matrix may contain amorphous phases and nanocrystalline metal grains. the hardness of cr3c2-nicr coatings is in the range of 850÷1150 hv [1,6,11]. the oxidation and decarburization processes are unavoidable during thermal spraying, which is confirmed by the results of chemical analysis of coatings after spraying, contained in table i and figure 1. oxygen has been identified on the surface of the coatings, which is consistent with the literature data [1] presented for cr3c2-nicr coatings produced by hvof, moreover, oxidation of the coating material can lead to decarburization of cr3c2 carbide and formation of cr7c3 carbides [11]. in the case of coatings of the mcraly type, the forming aluminum oxides have a positive effect, because they provide thermal and chemical resistance of the coating [7]. results of wear resistance tests the diagrams shown in figures 2÷4 contain the results of abrasion and cavitation erosion resitance tests. the values of the registered coefficient of friction are given in table ii, while the values of the wear factor k are shown in figure 2. a comparative analysis of friction coefficients showed that the coatings have a higher mean coefficient of friction than the reference material (table ii). it results directly from the method of surface preparation of the tested samples, i.e. the higher coating roughness after spraying in comparison to the roughness value of the ground surface of the reference sample. the obtained values of coefficient of friction for coatings after spraying are comparable to the values presented in the work of cabral-miramontes et al. [20] measured for coatings of the mcraly type sprayed with the hvof method at different process parameters (torch-substrate distance). the obtained results (fig. 2) show that the z3 coating was characterized by the highest abrasive wear resistance, while the z2 coating obtained the lowest value of the k coefficient (ie the highest abrasion resistance). it should be noted that the main application of cr3c2-nicr coatings (z3) is the protection against abrasive wear of machine and equipment elements, in contrast to mcraly (z2) coatings, which are mainly used as bond coating of tbc coatings. the data presented in figure 3 indicates that after 12 hours of testing, the z2 and z3 coatings were characterized by a higher cavitation resistance (less mass loss) than the refe rence sample. the z2 coating was characterized by the highest resistance to cavitation erosion. analysis of the relative volume loss load × sliding distance oznaczenie powłoki skład chemiczny, % wag. ni co cr al y c n o z2 21.2±0.5 21.5±0.5 14.1±0.3 4.8±0.3 0.6±0.1 0.2±0.0 9.0±0.6 28.6±1.0 z3 8.3±0.4 – 62.9±0.6 – – 1.1±0.1 6.8±0.4 20.8±0.7 33welding technology review vol. 90 10/2018 fig. 1. surface of as-sprayed z2 (a) and z3 (b) coatings and marked spot chemical analysis results z2 (c) and z3 (d), sem-eds a) b) c) d) fig. 2. results of friction coefficient measurements for sprayed coatings and reference specimen w ea r f ac to r o f k [m m 3 n -1 m -1 ] 304 z2 z3 sample average coefficient of friction standard deviation 304 steel 0.225 0.076 coating z2 0.584 0.057 coating z3 0.638 0.082 table ii. friction coefficient of tested coatings and reference steel wear resistance value of ne (fig. 4) showed that the z3 coating was characterized by a higher resistance to abrasion and cavitation than the reference sample. however, the highest resistance to cavitation erosion among the materials tested was obtained for the z2 coating, which was also characterized by the lowest abrasive wear resistance, lower than that of aisi 304 steel. the analysis of cavitation curves (fig. 3) and the results of microscopic observations (fig. 5) allows to observe different wear mechanisms for each of the tested materials. 34 welding technology review vol. 90 10/2018 fig. 4. normalized wear resistance in relations to 304 steel steel 304 shows cavitation erosion plot typical for metal alloys recorded in the literature [17,22,23]. however, the process of cavitation erosion of hvof coatings began without a clear incubation period of cavitation erosion (characteristic for metal alloys). in the initial phase of erosion (up to about 1 hour of research), weakly fixed material particles were removed. after this period, the erosion rate of coatings is stable (fig. 3). the lowest average erosion rate was recorded for the mcraly (z2) metallic coating, while the largest for the cr3c2-nicr (z3) cermet coating. figure 5 shows the surface of coatings observed at the same magnification for exposure times of 5 and 10 hours per cavitation. based on the analysis of the surface of cavitation wear, it was found that the dominant process for cavitation erosion of the z2 coating was the erosion of the material initiated by plastic deformation, and material removal began with erosion of the edge of the lamellas and in areas of porosity, which led to the formation and growth of cavitation pits. however, in the cavitation erosion mechanism of the z3 coating, brittle cracking predominated leading to the spalling of relatively large portions of material and then uniform erosion of the surface of the coating (fig. 5). comparing sample surfaces observed after different ex posure times (5 and 10 hours, fig. 5) and surfaces of coatings prior to cavitation tests (fig. 1), it can be noticed that after a longer exposure time it is possible to increase the pitting density (losses) in the z2 coating and separating successive layers of the z3 coating material over a larger surface (spalling off fragments of the coating). the phenomenon of cavitation erosion is a fatigue process. after 10 hours of cavitation exposure, the z2 coating has significantly lower surface degradation than the z3 coating (fig. 5). the mcraly coating (z2) contained a metallic matrix consisting mainly of nickel, cobalt and chromium. cr3c2-nicr coatings (z3) belong to the group of cermetal materials. the highest resistance to cavitation erosion of the z2 coating can be explained by the information presented in the literature for surfaced coatings [13.16÷168.24]. namely, it has been found that padding welds on the basis of nickel and/or cobalt show a relatively high resistance to cavitation erosion, higher than materials with a multi-phase structure (e.g. cermet). this is due to the homogeneous structure of the matrix and the possibility of accumulating cavitation loads due to the plastic deformation of the metal matrix (composed of nickel and/or cobalt) and as a result of structural changes resulting in the curing of the material (cobalt-containing materials). the obtained research results suggest the possibility of applying m(ni,co)craly coatings as layers which increase the resistance to cavitation wear of machine and equipment elements, which requires further research. n or m al iz ed w ea r r es is ta nc e n e [– ] sample fig. 3. cavitation erosion curves of tested materials m as s lo ss [m g] time [h] a) b) fig. 5. cavitation worn surfaces of z2 (a, c and e) and z3 (b, d and f) coatings at 5 and 10 hours of exposition, sem; (continuation of the figure on the next page) 35welding technology review vol. 90 10/2018 cont. fig. 5. cavitation worn surfaces of z2 (a, c and e) and z3 (b, d and f) coatings at 5 and 10 hours of exposition, sem c) d) e) f) conclusions the tests of resistance to cavitation and abrasion wear of hvof type m(ni,co)craly and cr3c2-nicr coatings allow to present the following conclusions: – the highest resistance to cavitation erosion was recorded for the m(ni,co)craly type coating. – cr3c2-nicr coating has the highest resistance to abrasion. – coated hvof coatings show greater resistance to cavitation erosion than reference stainless steel (grade 304). – compared to steel 304, the m(ni,co)craly coating has a 3 times lower sliding wear resistance, and the cr3c2-nicr coating has more than 5 times higher abrasion wear resistance. – hvof coatings have obtained a similar value of the coefficient of friction, higher than the reference sample, which is related to the differences in roughness and hardness of the hvof coatings and the reference steel. – the mechanism of cavitation wear of m(ni,co)craly and cr3c2-nicr coatings differ from each other. the dominant process for cavitation wear of the m(ni,co)craly coating was the erosion of the material initiated by plastic deformation, and material removal began with erosion of the edge of the lamellas and in at the edges of pores, which led to the formation and growth of cavitation pits, whereas in the cavitation erosion mechanism of the cr3c2-nicr coating, brittle cracking predominated leading to the spalling of relatively large portions of material and then uniform erosion of the surface of the coating. 36 welding technology review vol. 90 10/2018 references [1] n. jegadeeswaran, m.r. ramesh, k.u. bhat, combating corrosion degradation of turbine materials using hvof sprayed 25% (cr3c2-25(ni20cr)), international journal of corrosion (2013), doi:10.1155/2013/824659. [2] j.r. davis, handbook of thermal spray technology, asm international, oh, usa, 2004. [3] a. klimpel, napawanie i natryskiwanie cieplne: technologie, wnt, 2009. [4] k. szymański, a. hernas, g. moskal, h. myalska, thermally sprayed coatings resistant to erosion and corrosion for power plant boilers a review, surface and coatings technology 268 (2015), 153-164, doi:10.1016/j.surfcoat.2014.10.046. [5] p. zhang, j.h. jiang, a.b. ma, z.h. wang, y.p. wu, p.h. lin, cavitation erosion resistance of wc-cr-co and cr3c2-nicr coatings prepared by hvof, advanced materials research (2007), doi:10.4028/www.scientific.net/ amr.15-17.199. [6] g. taillon, f. pougoum, s. lavigne, l. ton-that, r. schulz, e. bousser, s. savoie, l. martinu, j.-e. klemberg-sapieha, cavitation erosion mechanisms in stainless steels and in composite metal-ceramic hvof coatings, wear. 364-365 (2016), 201-210, doi:10.1016/j.wear.2016.07.015. [7] p. zhang, r. lin peng, x.-h. li, s. johansson, p. zhang, r. lin peng, x.h. li, s. johansson, investigation of element effect on high-temperature oxidation of hvof nicocralx coatings, coatings 8 (2018), 129, doi:10.3390/coatings8040129. [8] w. zhou, k. zhou, y. li, c. deng, k. zeng, high temperature wear performance of hvof-sprayed cr3c2-wc-nicocrmo and cr3c2-nicr hardmetal coatings, applied surface science 416 (2017), 33-44, doi:10.1016/j.apsusc.2017.04.132. [9] s. saeidi, k.t. voisey, d.g. mccartney, mechanical properties and microstructure of vps and hvof conicraly coatings, j therm spray tech. 20 (2011), 1231-1243, doi:10.1007/s11666-011-9666-5. [10] s. lavigne, f. pougoum, s. savoie, l. martinu, j.e. klemberg-sapieha, r. schulz, cavitation erosion behavior of hvof cavitec coatings, wear. 386-387 (2017), 90-98, doi:10.1016/j.wear.2017.06.003. [11] s. hong, y. wu, q. wang, g. ying, g. li, w. gao, b. wang, w. guo, microstructure and cavitation-silt erosion behavior of high-velocity oxygen-fuel (hvof) sprayed cr3c2-nicr coating, surface and coatings technology. 225 (2013), 85-91, doi:10.1016/j.surfcoat.2013.03.020. [12] m. oksa, e. turunen, t. suhonen, t. varis, s.-p. hannula, m. oksa, e. turunen, t. suhonen, t. varis, s.-p. hannula, optimization and characterization of high velocity oxy-fuel sprayed coatings: techniques, materials, and applications, coatings. 1 (2011), 17-52, doi:10.3390/coatings1010017. [13] m. szala, t. hejwowski, cavitation erosion resistance and wear mechanism model of flame-sprayed al2o3-40%tio2/nimoal cermet coatings, coatings. 8 (2018) 254, doi:10.3390/coatings8070254. [14] l. łatka, m. szala, m. michalak, p. sokołowski, t. pałka, impact of atmospheric plasma spray parameters on cavitation erosion resistance of al2o3-13%tio2 coatings, acta physica polonica a. w druku (2019). [15] a. kumar, j. boy, r. zatorski, l.d. stephenson, thermal spray and weld repair alloys for the repair of cavitation damage in turbines and pumps: a technical note, (2005) 177-182, http://link.springer.com/article/10.1361/ 10599630523737 (accessed june 12, 2013). [16] m. szkodo, erozja kawitacyjna materiałów konstrukcyjnych metalowych, wydawn. politechniki gdańskiej, 2008. [17] m. szala, powłoki zwiększające odporność na erozję kawitacyjną elementów maszyn i urządzeń, rozprawa doktorska, politechnika lubelska, lublin, polska, 2016. [18] m. szala, t.j. hejwowski, zwiększanie odporności kawitacyjnej stopów metali przez napawanie powłok, welding technology review (2015), vol. 87 (9), 56-60. [19] m. walczak, d. pieniak, m. zwierzchowski, the tribological characteristics of sic particle reinforced aluminium composites, archives of civil and mechanical engineering 15 (2015), 116-123, doi:10.1016/j.acme. 2014.05.003. [20] j.a. cabral-miramontes, c. gaona-tiburcio, f. almeraya-calderón, f.h. estupiñan-lopez, g.k. pedraza-basulto, c.a. poblano-salas, parameter studies on high-velocity oxy-fuel spraying of conicraly coatings used in the aeronautical industry, international journal of corrosion (2014), doi:10.1155/2014/703806. [21] m. xie, y. lin, p. ke, s. wang, s. zhang, z. zhen, l. ge, m. xie, y. lin, p. ke, s. wang, s. zhang, z. zhen, l. ge, influence of process parameters on high velocity oxy-fuel sprayed cr3c2-25%nicr coatings, coatings 7 (2017), 98, doi:10.3390/coatings7070098. [22] m. szala, application of computer image analysis software for determining incubation period of cavitation erosion – preliminary results, 15 (2017), 06003, doi:10.1051/itmconf/20171506003. [23] j. chmiel, r. jasionowski, d. zasada, cavitation erosion and corrosion of pearlitic gray cast iron in non-standardized cavitation conditions, solid state phenomena (2015), doi:10.4028/www.scientific.net/ssp.225.19. [24] s. hattori, n. mikami, cavitation erosion resistance of stellite alloy weld overlays, wear. 267 (2009), 1954-1960. doi:10.1016/j.wear.2009.05.007. [25] m. szala, t. hejwowski, i. lenart, cavitation erosion resistance of ni-co based coatings, adv. sci. technol. res. j. 8 (2014), 36-42, doi:10.12913/ 22998624.1091876. 20 welding technology review vol. 90 11/2018 indentation testing of thin titanium coatings sprayed with cold gas dr medard makrenek; dr hab. inż. wojciech żórawski, prof. pśk – kielce university of technology, poland corresponding author: fizmm@tu.kielce.pl introduction one of the basic physical properties of solids is their hardness. hardness understood as the effect of the material’s influence on another material made it possible to create many research methods. hardness tests are among the most diverse. the first estimation of hardness and its measurement have been carried out many decades ago [1]. one of the methods estimating hardness is the f. mohs method [2]. it defines the resistance of materials to abrasion or scratching. in other methods, diamond cones or a steel ball were used as indenters. the choice of the indenter was determined by the range of applied forces and the type of material tested [3,4]. research methods were most often associated with the appropriate type of materials to create different measurement scales [3,4]. when the technology of thin layers (a few micrometers) appeared, the hardness measurement methods mentioned above turned out to be insufficient. there was a need to carry out measurements using forces from a few to several dozen mn. these requirements are guaranteed by nanotesters and enable, for example, the ability to analyze the „load curve”, „unload curve”. an important issue when it comes to measuring hardness with forces of several to several dozen mn is to take into account the indenters deformation and the plasticity of the substrate. this issue was analyzed by w.c. oliver and g.m. pharr [5,6]. the most frequently used indenters are indenters with geometry of: berkovich, vickers. cube, spherical [7,8]. modern nanotesters allow an in-depth analysis of the material’s reaction to the deforming force. medard makrenek, wojciech żórawski experiment hardness tests were carried out on the cross-section for two samples. the wc-12co sample was made of a powder with granulation of 15 to 45 μm (infralloy s7412). the next coating was made on the basis of ti powder, the grains of which were characterized by aspheric shape and a size of 15÷60 μm. the samples were made using cold spray technology. the sio2 (fused silica) sample was used as a calibration material. the chemical composition of powders and coatings was analyzed using scanning microscopes – jsm5400 with isis 300 oxford (eds) microprobe and fei nova nanosem 200. the nanovea’s nanotester with an indenter of berkovich’s symmetry was used to analyze the nanohardness of the obtained coating. results and discussion of the results the classic nanometer hardness measurement tests use the shape of the load-unload curve obtained during the analysis of the movement of the indenter pressed into the material, as well as the tracking of the indenter’s movement when it is being removed from the load [6,9]. the most important points of the analysis are the maximum depth to which the indenter is pressed and the maximum force acting on the indenter. the load curve reflects a change in the position of the indenter for a constant rate of force increase over time (e.g. 160 mn/min). after reaching the planned value of 80 mn force, the reverse process begins. the indenter has a decreasing keywords: thermal spraying; coating; nanohardness doi: http://dx.doi.org/10.26628/wtr.v90i11.975 abstract material hardness is one of the basic parameters characterizing the properties of matter. in the nanohardness studies, the intendant’s deformation can not be neglected. assuming the proportionality of the intender’s deformation to the hardness of the material being tested, a relative hardness measurement was used in the work. hardness measurement was carried out for fused silica, which was a reference sample. with the same nanotesting parameters, a nanoscale measurement was carried out for two samples. 21welding technology review vol. 90 11/2018 fig. 1. a) change of the indenter control force as a function of time, b) change of the position of the indenter as a function of time force at the same rate as when creating the load curve. figure 1 shows an example of a change in the force acting on an indenter as well as its position in a function of time. the hardness measurement uses the achieved depth value and force used to determine the hardness: h= (1) where: p – maximum force used, a – surface of the berkovich’s side indenter imprinted with the applied f force. a) b) p a a) b) fig. 2. a) load curve obtained for fused silica along with curve fitting parameters so that it presents the square of the indenter’s displacement (h2). in this situation, you can write: f= d+αh (3) where: α – tilt of the straight line. direct calculation of hardness from the tilt coefficient of the straight line is not unambiguous. the proportion of the imprinted surface calculated as 24.56•hmax2 does not always give the right results. using the nanotester it is necessary to take into account the indenter’s deformation [6,7]. for the calculation of hardness, it seems beneficial to use the relativity of measurements. in the present study, a sample of sio2 was used as a calibration sample. assume that the calculated tilt of the line shown in figure 2b for sio2 reflects the hardness. the proportion of the line tilt for the tested material to the tilt of the standard reference sample will correspond to the ratio between the hardness of the reference sample and the hardness of the tested material. thus, if the directional coefficient for fused silica is equal to 109 (the coefficient is influenced by the tester parameters) and its table hardness value is equal to 9.4±0.4 gpa, the coefficient of the tested material should be proportional. he = hfs (4) where: he – searched for hardness, hfs – hardness of the standard, e.g. fused silica, αfs – directional coefficient obtained for the standard, in the case of materials with a homogeneous structure, it is sufficient to use the force allowing the indenter to exceed the surface layers. in this case, it is a force of about 1 mn. its value results from the analysis of figure 1b, which shows a gradual change in the tilt of the curve after approx. 0.02 seconds from the start of the measurement. the initial part of this chart was analyzed for several materials, including sio2 silica. in each case, the effect of increasing the tilt in the initial phase of nanohardness measurement is observed. a similar effect was observed in the work of e.g. bandyopadhyay et al. [10]. the following figure 2 is the equivalent of figure 1, but as a function of indenter’s travel. the horizontal axis has been scaled so that it is proportional to the imprinted surface. the indenter imprints surfaces in a material proportional to h2, where h is the maximum penetration depth of the berkovich’s indenter. rescaling of the axes’ abscissa enables the presentation of data from the picture as the straight line shown in figure 2b. similar to w.c. oliver, the curve from figure 2a can be matched with a curve that is described by the equation: p = α(h-hn)m (2) where: α, hn, m – matching factors, h function argument, in this situation responsible for the depth of pressing of the berkovich’s indenter. when the degree of match is not satisfactory it can mean the heterogeneity of the material being tested. in this case, several curves should be matched to the load curve. figure 2b presents proposals for rescaling the axes’ abscissa αe αfs 22 welding technology review vol. 90 11/2018 table i. comparison of the determined hardness values in real measurements with the values calculated from equation no. 4 sample hardness [gpa] estimated α coefficient estimated hardness [gpa] (pattern 4) fused silica 9.4±0.4 109.52 ±0.12 – ti 4.39±0.37 56.17±2.86 4.93±2.16 wc-12co 21.5±1.05 239.37±1.23 20.6±0.11 references [1] s. błażewski, j. mikoszewski, pomiary twardości metali, wnt, warszawa (1981). [2] d. tabo, proc. phys. soc. b (1954), 67, 249. [3] w.f. smith, j. hashem, foundations of material science and engineering, mcgraw-hill (2001). [4] l. dobrzański, metaloznawstwo i obróbka cieplna stopów metali, wydawnictwo politechniki śląskiej, gliwice (1993). [5] w.c. oliver, g.m. pharr, an improved technique for determining hardness and elastic modulus using load and displacement sensing indentation experiments, journal of materials research (1992), vol. 7, 1564-1583, . [6] w.d. nix, h. gao, indentation size effects in crystalline materials: a law for strain gradient plasticity, journal of the mechanics and physics of solids (1998), vol. 46(3), 411-425. [7] j.-h. ahn, d. kwon, microchemical estimation of composite hardness using nanoindentation technigue for thin – film coated system, materials science ang engineering a (2000), vol. 285, 172-178. conclusions the comparison of the tilt coefficient of the straight line illustrating a change in the force used in a square function of the indenter’s displacement was made. on the basis of the ratio between the straight-line coefficients (pushing force in a square function of the indenter’s displacement), the hardness was estimated for the reference sample and the test sample. table i presents the hardness values obtained from direct measurements and compared with the values obtained by the proportional method. discrepancies in results can be caused by porosity and heterogeneity of the sample both in chemical and physical terms. if the points are arranged along a straight line with a different inclination, this may indicate a change in hardness [8]. work financed from the ncbir’s funds for education as part of the innolot program „badania technologii przyrostowych i procesów hybrydyzacji obróbki dla potrzeb rozwoju innowacyjnej produkcji lotniczej”. [8] m. kot, analiza właściwości mechanicznych układów powłoka-podłoże przy użyciu metody indentacji z wykorzystaniem wgłębników o różnej geometrii, tribologia: teoria i praktyka, polskie towarzystwo tribologiczne, instytut technologii eksploatacji – państwowy instytut badawczy (2011), 42, nr 2, 47-60. [9] w. żórawski, a. góral, m. makrenek, s. zimowski, ttribological properties of plasma sprayed al2o3-13tio2 nanostructured coatings, tribologia (2017), tom: 2, 157-166. [10] p.p. bandyopadhyay, d. chicot, b. venkateshwarlu, v. racherla, x. decoopman, j. lesage, mechanical properties of conventional and nanostructured plasma sprayed alumina coatings, mechanics of materials 53 (2012), 61-71. [11] w.c. oliver et al., measurement of hardness and elastic modulus by instrumented indentation: advances in understanding and refinements to methodology , j. mater. res. (2004), vol. 19(1). αe – directional coefficient of the straight line obtained for the tested sample. the results obtained are summarized in the following table i. the second column contains results obtained in direct hardness measurements. the fourth column contains the values calculated on the basis of equation 4. © 2019 by the authors. submitted for possible open access publication under the terms and conditions of the creative commons attribution (cc by) license (http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/). ps 2 2016 www.pdf 35przegląd spawalnictwa vol. 88  2/2016 wybrane aspekty orientacji przestrzennej głowicy roboczej podczas zmechanizowanego i zautomatyzowanego spawania łukowego selected aspects of spatial orientation of the working head during mechanized and automated arc welding dr inż. paweł cegielski – zakład inżynierii spajania, politechnika warszawska. autor korespondencyjny/corresponding author: pcegiels@wip.pw.edu.pl streszczenie orientacja przestrzenna głowicy spawalniczej jest jednym z mniej eksponowanych parametrów technologicznych. podczas spawania ręcznego robotnik sam dostosowuje technikę prowadzenia elektrody do warunków procesu. w systemach zmechanizowanych i zautomatyzowanych konieczne jest szczegółowe ustalenie wszystkich parametrów geometrycznych wzajemnego ustawienia narzędzia i przedmiotu spawanego, a następnie ich ustawienie lub zaprogramowanie w maszynie. w artykule przedstawiono wybrane aspekty orientacji przestrzennej głowicy roboczej podczas zmechanizowanego i zautomatyzowanego spawania łukowego. słowa kluczowe: automatyzacja, robotyzacja, spawanie łukowe, orientacja przestrzenna abstract the spatial orientation of the welding head is one of the less prominent technology parameters. during manual welding the welder adjusts himself the way of electrodes drive to conditions of welding process. the mechanized and automated systems, it is necessary to determine in detail all parameters of geometric alignment of the tool and the workpiece, and then the setting or programming of the machine. the article presents some aspects of the spatial orientation of the working head during mechanized and automated arc welding. keywords: automation; robotics; arc welding; spatial orientation wstęp orientacja głowicy spawalniczej, np. końcowego odcinka elektrody w procesach mig/mag, tig czy łuku krytym, to jej kątowe ustawienie w przestrzeni, uzupełnione o wysokość i odsunięcie, odniesione do powierzchni ciekłego jeziorka i krawędzi złącza. uzależniona jest m.in. od pozycji spawania (naboczna, podolna,…), rodzaju spoiny i typu złącza, możliwości swobodnego manewrowania narzędziem w obszarze wykonywanego połączenia, a także właściwości manipulacyjnych maszyny manipulującej głowicą roboczą w procesach zmechanizowanych i zautomatyzowanych. podczas spawania ręcznego robotnik najczęściej sam, na podstawie posiadanej wiedzy i doświadczenia, dostosowuje pochylenie i sposób prowadzenia elektrody do warunków procesu. niekiedy może to wymagać dużej wprawy oraz zdolności manualnych (rys. 1). podczas spawania zmechanizowanego i zautomatyzowanego konieczne jest szczegółowe zdefiniowanie podstawowych paweł cegielski rys. 1. prawidłowe manipulowanie ręcznym uchwytem elektrodowym może być doskonalone przy pomocy symulatorów spawalniczych fig. 1. proper handling of manual electrode holder can be improved by means of welding simulators 36 przegląd spawalnictwa vol. 88 2/2016 parametrów technologicznych (takich jak prąd spawania, napięcie łuku itp.) w korelacji z parametrami geometrycznymi wzajemnego ustawienia (i ruchu) narzędzia i przedmiotu spawanego. ich ustalenie stanowi podstawę do zaprogramowania (w systemach zautomatyzowanych) napędów poszczególnych ruchów roboczych. parametry podstawowe zaprogramowane przed spawaniem często muszą się zmieniać w trakcie procesu, aby uzyskać oczekiwaną jakość i kształt spoiny. mogą być przy tym dostosowane do geometrii poszczególnych fragmentów złącza, bieżącej pozycji spawania oraz orientacji elektrody omiatającej konstrukcję spawaną. parametry orientacji przestrzennej głowicy spawalniczej w odniesieniu do orientacji przestrzennej głowicy spawalniczej mogą zostać określone następujące, główne parametry (rys. 2, 3) [2,6,8]: – kąt posuwu zawarty pomiędzy osią narzędzia (np. elektrody) i linią odniesienia, prostopadłą do osi spoiny. – kąt pracy (roboczy) określa przestrzenną orientację osi narzędzia w płaszczyźnie prostopadłej do osi spoiny (kąt zawarty pomiędzy osią narzędzia i normalną do płaszczyzny odniesienia, np. powierzchni materiału rodzimego). – wysokość położenie narzędzia ponad osią spoiny; w przypadku spawania łukowego mig/mag oraz łukiem krytym mówimy o tzw. wysunięciu lub wolnym wylocie drutu elektrodowego. pod tym pojęciem rozumie się odległość pomiędzy końcem elektrody (w miejscu początku łuku spawalniczego) a końcówką (tulejką) prądową (stykową). dla uproszczenia, zwłaszcza na potrzeby procesów zmechanizowanych i zautomatyzowanych, najczęściej określana jest odległość tulejki prądowej od powierzchni spawanego elementu. rys. 2. podstawowe parametry orientacji przestrzennej głowicy roboczej podczas wykonywania prostoliniowych spoin czołowych [8] fig. 2. the basic parameters of the spatial orientation of the work head while performing straight butt welds rys. 3. podstawowe parametry orientacji przestrzennej głowicy roboczej podczas wykonywania prostoliniowych spoin pachwinowych [8] fig. 3. the basic parameters of the spatial orientation of the work head while performing straight fillet welds w przypadku spoin o zarysie krzywoliniowym, np. obwodowych, orientacja przestrzenna głowicy spawalniczej odnoszona jest do powierzchni jeziorka spawalniczego płaszczyzny stycznej do powierzchni złącza w miejscu chwilowego położenia elektrody (rys. 4). w ten sposób możliwe jest jednoznaczne ustalenie orientacji głowicy spawalniczej dla dowolnie zakrzywionych trajektorii ruchu narzędzia (konturów, po jakich się przemieszczają), typowych dla spawania zrobotyzowanego. rys. 4. podstawowe parametry orientacji przestrzennej głowicy roboczej podczas wykonywania spoin czołowych o zarysie krzywoliniowym fig. 4. the basic parameters of the spatial orientation of the working head during butt welds processing on outline curvilinear na przedstawionych schematach zaznaczono kierunek tworzenia się spoiny. definiuje on chwilową pozycję narzędzia względem spoiny, nie jest przy tym istotne, czy jest to ruch uchwytu elektrodowego, przedmiotu, czy też równoczesny ruch uchwytu i przedmiotu. dzięki temu, definiując kąt posuwu można jednocześnie wskazać, przy których wartościach spawanie odbywa się w kierunku „pchaj” lub „ciągnij”. jak wiadomo, skutkuje to zmianą głębokości wtopienia i geometrii lica spoiny. parametrem uzupełniającym, związanym z orientacją przestrzenną głowicy spawalniczej może być odejście, rozumiane jako równoległe odsunięcie osi narzędzia od osi spoiny, obserwowane w płaszczyźnie prostopadłej do osi złącza (rys. 5). może być konieczne np. przy wykonywaniu metodami mig/mag i łukiem krytym spoin pachwinowych w pozycji nabocznej. rys. 5. zasada oznaczania odejścia fig. 5. the way of offset determination konsekwencje technologiczne świadome sterowanie orientacją głowicy roboczej może być sposobem na poprawę wtopienia, spawanie bardzo cienkich elementów czy ograniczenie występowania niektórych niezgodności spawalniczych. 37przegląd spawalnictwa vol. 88  2/2016 zmiana kąta posuwu może być sposobem oddziaływania na głębokość wtopienia, a pośrednio, dostosowania do grubości łącznych elementów. przykładowo, dla metody mig/ mag i orientacji neutralnej (kąt posuwu 0° – oś elektrody ustawiona pionowo względem jeziorka spoiny, rys. 6a), pochylenie w kierunku ciągnij (rys. 6b) spowoduje głębsze wtopienie i mniejszą szerokość lica spoiny, z dobrą ochroną gazową. pochylenie w kierunku pchającym (rys. 6c) to mniejsze wtopienie i szersze lico spoiny, a ochrona gazowa złącza pogorszy się. zaznaczony kierunek tworzenia spoiny to, zgodnie z wcześniejszym komentarzem, efekt ruchu narzędzia, przedmiotu lub wynikający z ich połączenia. ostatni przypadek dotyczy niemal wyłącznie procesów zrobotyzowanych i możliwy jest tylko wtedy, gdy maszyna manipulująca elementami spawanymi (najczęściej pozycjoner) stanowi zewnętrzną oś robota [5] zdolną do wykonywania równoczesnych z nim ruchów roboczych. a) b) c) kierunek tworzenia spoiny rys. 6. idea sterowania kątem posuwu w odniesieniu do kierunku tworzenia spoiny [6] fig. 6. the idea of controlling the angle of the feed in relation to the direction of the weld formation w celu potwierdzenia wpływu kąta posuwu na geometrię złącza przeprowadzono badania podczas napawania zaawansowaną odmianą niskoenergetyczną mag cmt (ang. cold metal transfer, fronius). w eksperymencie wykorzystano próbki z blachy dc 04 o wymiarach 60x300x1mm, oznaczenie definicja i klasyfikacja wg en 10020 sposób odtleniania granica plastyczności re [mpa] wytrzymałość na rozciąganie rm [mpa] dc04 stal niestopowa jakościowa całkowicie uspokojona 140 do 220 270 do 350 tablica i. główne właściwości stali dc04 (pn-en iso 10152:2009) table i. main properties of dc04 steel (pn-en iso 10152:2009) pierwiastek c p s mn zawartość [%] 0,08 0,03 0,03 0,4 tablica ii. skład chemiczny stali dc04 (pn-en iso 10152:2009) table ii. chemical composition of dc04 steel (pn-en iso 10152:2009) numer próby kąt posuwu [°] wymiary napoiny [mm] uwagi b h wzorzec 0 3,56 1,05 neutralny a 20 3,32 1,12 ciągnij b 35 3,14 1,18 c -20 3,74 0,98 pchaj d -30 3,78 1,06 tablica iii. uśrednione pomiary napoin: b – szerokość, h – wysokość [7] table iii. average results of measurements of padding welds: b width, h height [7] o właściwościach oraz składzie chemicznym zestawionych w tablicy i i ii. zastosowano drut elektrodowy ok autrod 12.51 firmy esab o średnicy 1mm (pn-en iso 14341-a-g3si1). napawano w osłonie mieszanki 20%ar + 80% co2. parametry napawania ustalono na podstawie nastawnika synergicznego źródła tps 2700 cmt (fronius), przyjmując za parametr wiodący grubość próbek: prędkość napawania 20 mm/s, prąd napawania 83a, napięcie łuku 11,3v [7]. próby przeprowadzono na stanowisku z robotem irp-6 (rys. 7), a wpływ zmiany kąta posuwu w zakresie -30o÷35° oceniano w odniesieniu do próby neutralnej 0°. kąt pracy dla wszystkich prób wynosił 0°. a) b) c) rys. 7. zmiana kąta posuwu uzyskana podczas napawania zrobotyzowanego cmt w kierunku: a) ciągnij 20°, b) pchaj -20°, c) pchaj -30° [7] fig. 7. changing the angle of the feed achieved in the cmt robot welding, in direction: a) pull of 20°, b) push -20°, c) push -30° w tablicy iii przedstawiono wyniki poszczególnych prób. z uwagi na niewielką grubość próbek (1 mm), zamiast głębokości wtopienia oceniano wysokość napoiny w zestawieniu z obserwacją próbek od strony grani. przykładowo, przy nastawach kąta posuwu w kierunku pchaj napoiny były szersze i niższe, a jednocześnie od strony grani obserwowano mniejsze wtopienie i węższą strefę wpływu ciepła. jak widać, pomimo zastosowania znacznie zmodyfikowanej odmiany spawania mag z pulsacją drutu elektrodowego i dużym, stabilizacyjnym wpływem elektroniki sterującej 38 przegląd spawalnictwa vol. 88 2/2016 na przebieg procesu, w pełni potwierdzono znaną zależność geometrii spoiny od kąta posuwu. w przypadku wykonywania spoin czołowych zaleca się zwykle pionowe ustawienie osi elektrody (kąt pracy 0°). skutkiem jej nadmiernego pochylenia może być niesymetryczne wtopienie w ścianki złącza czy nieciągłości wtopienia w przypadku spoin dwustronnych (rys. 8). rys. 8. prawidłowa orientacja elektrody (kąt pracy 0°) i sutek nadmiernego odchylenia podczas wykonywania spoin czołowych [9] fig. 8. proper orientation of the electrodes (angle 0°) and effect of excessive deviation during butt welds performing w przypadku spoin pachwinowych, kąt pracy ma wpływ na jakość połączeń, w tym powstawanie przyklejeń. podczas spawania metodami mig/mag oraz łukiem krytym w pozycji nabocznej może być dodatkowo wprowadzone odejście odsunięcie osi elektrody od krawędzi złącza (rys. 9, 10). podczas spawania łukiem krytym, z uwagi na zwykle znacznie większe średnice elektrod, wydajności stapiania i przekroje jednorazowo uzyskiwanych spoin, w niektórych przypadkach nieco inaczej wygląda zalecana orientacja głowicy roboczej (rys. 10). rys. 9. zalecana orientacja elektrody podczas wykonywania spoin pachwinowych w pozycji nabocznej mig/mag, z zaznaczeniem odejścia osi elektrody od osi spoiny [6,9] fig. 9. recommended orientation of the electrodes for fillet welds performing with mig/mag in pb, indicating the offset of the electrode axis from the axis of the weld [6,9] rys. 10. zalecane orientacje głowicy roboczej dla spoin pachwinowych wykonywanych łukiem krytym: a) w pozycji podolnej, b) w pozycji nabocznej, c) w złączu nakładkowym dla grubości blach do ok. 5,0 mm, d) w złączu nakładkowym dla grubości blach powyżej 5,0 mm; d – średnica drutu elektrodowego [6] fig. 10. recommended orientation of the working head for fillet welds during submerged arc welding: a) pa position, b) pb position, c) in the overlap joints for sheet thicknesses up to approx. 5.0 mm d) in the overlap joints for sheet thicknesses above 5, 0 mm; (d the diameter of the wire electrode) [6] a) b) kolejnym, istotnym parametrem orientacji głowicy spawalniczej jest wysokość ponad osią spoiny wolny wylot drutu elektrodowego (lw) dla metod mig/mag i łuku krytego (rys. 11). wysunięcie końca drutu z końcówki prądowej uchwytu elektrodowego wpływa na stopień jego podgrzania – im jest większe przy tym samym prądzie spawania, tym większa staje się wydajność jego stapiania (wskutek nagrzewania oporowego). przy niezmienionych parametrach, ze wzrostem wysunięcia drutu zmniejsza się wartość prądu spawania (wskutek dodatkowej oporności wysuniętego odcinka drutu), aż do zaburzeń stabilności jarzenia się łuku. przy za krótkim wolnym wylocie łuk będzie się jarzył zbyt blisko końcówki prądowej, powodując jej nadmierne zużycie, a w chwili zakończenia spawania może nastąpić przyklejenie gorącego końca elektrody do końcówki. długość wolnego wylotu jest uzależniona m.in. od rodzaju i średnicy drutu elektrodowego, natężenia prądu spawania czy napięcia łuku, a także sposobu przechodzenia kropli ciekłego metalu do jeziorka spawalniczego. podczas spawania metodą mag łukiem zwarciowym, optymalna długość zawiera się w przedziale 6÷15 mm, a przy natryskowym pomiędzy 18 i 25 mm. [2,6]. c) d) rys. 11. geometryczne przedstawienie długości wolnego wylotu drutu elektrodowego podczas spawania mig/mag [2,6] fig. 11. the geometric presentation the length of the free section of wire electrode during mig/mag w celu zbadania wpływu lw na warunki i efekty spawania, wykonano eksperyment w oparciu o stanowisko i warunki technologiczne jak dla wcześniej opisanej weryfikacji kąta posuwu (tabl. i i ii, rys. 7). wykonano szereg napoin metodą mag cmt przy różnych nastawach odległości końcówki prądowej do powierzchni próbki. w pierwszej kolejności robot wykonał serię napoin stopniowo odsuwając głowicę (próby a-d), a następnie ją zbliżając (próby e-g) do powierzchni blachy [7]. zwiększanie długości wolnego wylotu powodowało zwiększanie objętości napoiny. w przypadku procesu cmt i źródła spawalniczego sterowanego synergicznie, następowała automatyczna korekta i dla zwiększającego się wysunięcia drutu nieznacznie wzrastało natężenie prądu spawania i napięcie łuku, powodując zwiększoną wydajność stapiania. odwrotny skutek przynosiło skracanie lw. najlepszy efekt wizualny osiągnięto przy skróceniu wolnego wylotu do 12mm, a więc poziomu zalecanego przy zwarciowym przenoszenia ciekłego metalu, występującego także w odmianie cmt. dalsze wydłużanie lw ≥ 23mm powodowało znaczne pogorszenie jakości napoiny. dodatkowo, w przypadku spawania zrobotyzowanego mig/mag, zbyt duże wysunięcie końca elektrody może przyczynić się do pogorszenia jakości spoin poprzez zakłócenie chwilowego położenia łuku spawalniczego względem wcześniej zdefiniowanego punktu roboczego narzędzia tcp (ang. tool centre point) [1]. 39przegląd spawalnictwa vol. 88  2/2016 tablica iv. uśrednione pomiary napoin: b – szerokość, h – wysokość [7] table iv. average results of measurements of padding welds: b width, h height [7] numer próby lw [mm] wymiary napoiny [mm] uwagi b h a 14 3,52 1,14 wartość bazowa b 17 3,72 1,26 kierunek rosnącyc 20 3,94 1,44 d 23 4.08 1,52 e 14 3,54 1,16 wartość bazowa f 12 3,48 1,02 kierunek malejący g 10 3,44 1,00 zapewnienie założonej orientacji wzajemne ustawienie złącza (pozycji spawania) i orientacji głowicy spawalniczej, np. uchwytu elektrodowego mig/mag, zawsze będzie kompromisem pomiędzy wieloma czynnikami: – technologicznymi, związanymi m.in. z wyborem najdogodniejszej pozycji spawania i orientacji narzędzia dla określonego typu złącza i rodzaju spoiny, – manipulacyjnymi, które w procesach zmechanizowanych i zautomatyzowanych są wypadkową złożoności geometrycznej spawanej konstrukcji, dostępu do miejsca spawania, zastosowanego oprzyrządowania montażowego oraz możliwości użytych urządzeń manipulujących przedmiotem spawanym i/lub narzędziem, – techniczno – ekonomicznymi, uwzględniającymi występowanie w ofercie producentów odpowiednich urządzeń manipulacyjnych oraz ich akceptowalnej ceny. zapewnienie założonej orientacji głowicy roboczej, zwłaszcza w przypadku złożonych zarysów spoin, ograniczonego dostępu do miejsca spawania czy potrzeby wykonania w jednej operacji szeregu różnie rozmieszczonych połączeń wieloelementowej konstrukcji, może wymagać zastosowania robota wraz z dodatkowymi maszynami manipulacyjnymi, tzw. zewnętrznymi osiami robota, a przede wszystkim wieloosiowymi pozycjonerami [5]. najlepiej, jeśli pozycjoner zdolny jest do wykonywania ruchów roboczych równocześnie z ruchami robota. wysoka cena tego typu urządzeń stanowić będzie jednak istotne ograniczenie ekonomiczne. w pewnych warunkach pomocne w uzyskaniu poprawnej spoiny może być skorygowanie podstawowych parametrów spawania. przykładowo, w procesach mig/mag stosując łuk ze zwarciowym przenoszeniem kropli ciekłego metalu do jeziorka (tzw. łuk krótki, ang. short arc) można dopuścić większą tolerancję ustawienia elektrody, natomiast przy łuku natryskowym niewłaściwe ustawienie uniemożliwia kontrolę nad dużym jeziorkiem, powodując przepalenie lub wyciekanie metalu. w przypadku spawania zmechanizowanego, a zwłaszcza zautomatyzowanego i zrobotyzowanego, istotnym problemem może być powtarzalne usytuowanie węzłów spawanych względem głowicy spawalniczej (ustalonej mechanicznie lub poruszającej się po zaprogramowanej trajektorii). przyczyną takiego stanu może być m.in. niedokładność wykonania spawanych elementów, błędy ich złożenia w oprzyrządowaniu montażowym, deformacje pod wpływem procesu spawalniczego itp., a także błędy zamocowania i/lub ruchu samego narzędzia. w konsekwencji, zmianie ulegną założone parametry orientacji głowicy spawalniczej, przede wszystkim jej wysokość i odejście (rys. 12, 13). a) b) rys. 12. schematyczne przedstawienie błędów odejścia końca elektrody od osi spoiny wskutek: a) równoległego przesunięcia, b) obrotu faktycznej osi wykonywanego złącza w stosunku do pierwotnie zaprogramowanej fig. 12. schematic representation of offset errors as a effect of: a) a parallel shift, b) the actual rotation axis of the joint in relation to the originally programmed rys. 13. błędy odejścia końca elektrody od osi spoiny mogą skutkować: 1) przesunięciem poziomym, 2) zmianą wysokości aktywnego końca elektrody fig. 13. offset errors of the electrode from the center of the weld may result in: 1) the horizontal displacement, 2) a change in the amount of active end of the electrode w celu wykazania wpływu błędów odejścia końca elektrody na poprawność wykonania złącza, wykonano testowe spoiny czołowe w pozycji podolnej oraz pachwinowe w pozycji nabocznej metodą magpuls (sterowanie synergiczne). w eksperymencie wykorzystano metaliczne czyste próbki z powszechnie stosowanej stali konstrukcyjnej st3s (s235) o wymiarach 50x100x3mm. jak poprzednio, zastosowano drut elektrodowy ok autrod 12.51 firmy esab o średnicy 1mm (pn-en iso 14341-a-g3si1). spawano w osłonie mieszanki 20%ar + 80% co2. parametry napawania ustalono 40 przegląd spawalnictwa vol. 88 2/2016 wnioski orientację głowicy spawalniczej należy rozumieć szerzej, jako zespół parametrów geometrycznych opisujących ustawienie kątowe z dodaniem liniowego odejścia i wysokości usytuowania roboczego odcinka elektrody (w procesach łukowych) w stosunku do ciekłego jeziorka i rowka spoiny. w procesach zmechanizowanego i zautomatyzowanego spawania łukowego prawidłowe ustawienie głowicy roboczej wymaga od operatora lub programisty intuicji i doświadczenia popartego choćby elementarną wiedzą. orientacja głowicy jest jednym z istotnych warunków uzyskania poprawnego połączenia, a dodatkowo jest skuteczną metodą sterowania geometrą spoiny – głębokością wtopienia, szerokością lica itp. nieprawidłowe usytuowanie głowicy roboczej może być spowodowane nie tylko błędami operatora lub programisty, ale także niedokładnością wykonania i złożenia spawanych elementów, ich deformacją pod wpływem realizowanego procesu, a także niedoskonałością pracy użytych maszyn manipulacyjnych. jak pokazały testy, tolerancja na poziome (w płaszczyźnie x-y) odchylenie osi elektrody mig/mag od osi złącza jest minimalna. w systemach zrobotyzowanych błędy położenia i orientacji głowicy spawalniczej mogą być korygowane przy pomocy układów sensorycznych, np. detekcji dotykowej, śledzenia łukiem spawalniczym czy z wykorzystaniem czujników laserowych [3,4]. niestety, takie działanie zawsze pociągnie za sobą dodatkowe koszty, zarówno bezpośrednie (cena zakupu i instalacji) jak i pośrednie, np. wskutek znacznego wydłużenia operacji wymagających skanowania powierzchni złącza przed, a nie w trakcie spawania. znane są także technologiczne metody zaradcze. przykładowo, wydłużenie łuku spawalniczego (poprzez podwyższenie albo korektę napięcia w układach synergicznych) powoduje zwiększenie szerokości lica spoiny, a zatem obszaru prawdopodobnego wykonania spoiny. należy jednak pamiętać o zmniejszonej głębokości wtopienia mogącej spowodować brak pełnego przetopu, a nawet przyklejenia. literatura [1] cegielski p. „analiza uwarunkowań zapewnienia punktu roboczego narzędzia w zrobotyzowanych aplikacjach mig/mag” przegląd spawalnictwa 8/2014, str. 34-40. [2] cegielski p., kolasa a. „poradnik spawalniczy. mechanizacja, automatyzacja, osprzęt” zaso, warszawa 2014. [3] cegielski p., kolasa a., golański d., sarnowski t., oneksiak a. „innowacyjne rozwiązania konstrukcyjne w przemysłowych urządzeniach do automatyzacji procesów spawalniczych” przegląd spawalnictwa 1/2013, str. 30 35. [4] cegielski p., kolasa a., sarnowski t. „dostosowanie robotów do spawania elementów o obniżonej dokładności” przegląd spawalnictwa 6/2011, str. 25 28. [5] cegielski p., kolasa a., sarnowski t. „nowe konstrukcje pozycjonerów jako zewnętrznych osi robotów przemysłowych” przegląd spawalnictwa 1/2016. [6] ferenc k., cegielski p. i inni (praca zbiorowa) „technika spawalnicza w praktyce. poradnik inżyniera konstruktora i technologa”. verlag dashofer, warszawa 2015. [7] gawroński a. „niskoenergetyczne odmiany spawania łukowego w osłonach gazowych” praca dyplomowa inżynierska, kierujący pracą dr inż. paweł cegielski, warszawa 2009. [8] malin v. „designer’s guide effective welding automation part i: analysis of welding operations as objects for automation” welding journal 11/1985. [9] pierożek b., lassociński j. „spawanie łukowe w osłonach gazowych” wnt, warszawa 1987. na podstawie nastawnika synergicznego źródła tps 2700 cmt (fronius), przyjmując za parametr wiodący grubość próbek: prędkość napawania 13÷16 mm/s, prąd napawania 125a, napięcie łuku 21,8v. dla prób ze spoinami pachwinowymi ustalono kąt pracy 45°, kąt posuwu 0°. dla spoin czołowych kąty pracy i posuwu wynosiły 0°. na stanowisku zrobotyzowanym zaprogramowano ruch elektrody skośnie do rzeczywistego położenia osi złącza, symulując w ten sposób obrót trajektorii w płaszczyźnie poziomej x-y. uzyskano odchyłkę końca elektrody w stosunku do rzeczywistego położenia osi spoiny w zakresie ok. +/4 mm (rys. 14): – średnia odchyłka a dla spoiny pachwinowej: 3,60 mm, – średnia odchyłka b dla spoiny pachwinowej: 3,78 mm, – średnia odchyłka a dla spoiny czołowej: 3,77 mm, – średnia odchyłka b dla spoiny czołowej: 3,26 mm, możliwość tak dokładnych odczytów zapewniał układ sterowania robota. na rysunku 15 przedstawiono wybrane efekty przeprowadzonych prób. zaznaczono rzeczywisty przebieg rowka, zaprogramowaną trajektorię robota oraz odcinki spoin o akceptowalnej geometrii (orientacyjnie). długość spoin wynosiła ok. 70 mm. strzałki oznaczają kierunek spawania. oceny spoin dokonywano m.in. na podstawie oględzin zewnętrznych i pomiarów geometrycznych. zaobserwowano bardzo niską tolerancję na poziome (w płaszczyźnie x-y) odchylenia rys. 14. schemat próby dla spoiny pachwinowej fig. 14. diagram of trial for a fillet weld a) b) rys. 15. widoki spoin uzyskanych podczas prób z trajektorią obróconą w płaszczyźnie poziomej x-y: a) spoina pachwinowa, b) spoina czołowa fig. 15. the views of welds obtained during tests with trajectory rotated in a horizontal plane x-y: a) a fillet weld, b) butt trajektorii ruchu robota od rzeczywistego położenia rowka spoiny. dla spoin pachwinowych odchylenie rzędu +/0,5 mm praktycznie wyklucza prawidłową spoinę (rys. 15a). dodatkowo, w początkowej fazie wykonywania spoin pachwinowych obserwowano niestabilne jarzenie się łuku i zniekształcenia lica, wywołane niekorzystną orientacją elektrody (kąt pracy 45°) w strefie praktycznie napawania na poziomym elemencie złącza. podobnie w przypadku spoin czołowych – z punktu widzenia obserwacji lica spoiny, dopuszczalna jest nieco większa odchyłka trajektorii, jednak widok od strony grani jest mniej tolerancyjny (rys. 15b). ostatecznie, dopuszczalne odchylenie dla spoin czołowych osiąga zbliżony poziom jak dla spoin pachwinowych. osiągnięte wyniki pokrywają się z podawaną w literaturze dopuszczalną niedokładnością składania części do spawania zautomatyzowanego metodą mig/mag na poziomie +/0,5 mm. w miarę wzrostu grubości łączonych elementów, a więc i przekroju poprzecznego spoiny, dopuszczalna odchyłka nieznacznie wzrośnie. ps 5 2016 www.pdf 107przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 wpływ podgrzewania wstępnego na właściwości   mechaniczne złączy spawanych ze stali x10cralsi13 influence of preheat temperature on mechanical properties of steel x10cralsi13 welded joints mgr inż. maciej woszek  – doosan babcock energy polska sp. z o.o.; dr hab. inż. jacek słania, prof. pcz; dr hab. inż.  grzegorz golański, prof. pcz – politechnika częstochowska. autor korespondencyjny/corresponding author: maciejwoszek@gmail.com streszczenie w pracy przedstawiono wyniki badań wpływu podgrzewania wstępnego na właściwości mechaniczne złącza spawanego stali x10cralsi13. badaniu poddano dwa złącza oznaczone jako: p1 i p2, gdzie odpowiednio: nie zastosowano i zastosowano podgrzewanie wstępne. analiza porównawcza złączy obejmowała badania właściwości mechanicznych, które obejmowały: statyczną próbę rozciągania, pomiar twardości, próbę udarności oraz próbę gięcia. badania właściwości mechanicznych uzupełniono badaniami makroskopowymi. dodatkowo została oceniona zasadność stosowania spoiw austenitycznych do spawania tej klasy stali. wskazano również dalsze kierunki badań nad chromowymi stalami ferrytycznymi. słowa  kluczowe: podgrzewanie wstępne; chromowa stal ferrytyczne; właściwości mechaniczne abstract the paper presents influence of preheat temperature on mechanical properties of steel x10cralsi13 welded joints. research also includes macrography with evaluation of grain growth and an angle bend test along with assessment of plasticity properties. additionally austenitic welding consumables were validated in terms of forming weld joint with appropriate properties. finally study provides guidance for further research on x10cralsi13 welded joints. keywords: preheat; chromium ferritic steel; mechanical properties wstęp w przemyśle energetycznym stale ferrytyczne odporne na korozję stanowią konkurencję dla stali austenitycznych, ze względu na ich niższą cenę. główną wadą stali ferrytycznych jest wysoka temperatura przejścia w stan kruchy, ze względu na dużą ilość chromu zawierającego się w przedziale od 10,5% do 30% oraz mniejsza odporność na korozję równomierną w porównaniu do stali austenitycznych. cechą charakterystyczną tej grupy stali jest mała zawartość węgla oraz brak przemian fazowych, co czyni je stalami niehartującymi się. warunkiem koniecznym uzyskania zadawalających maciej woszek, jacek słania, grzegorz golański właściwości mechanicznych i plastycznych stali ferrytycznych jest uzyskanie drobnoziarnistej struktury [1÷4]. ograniczeniem w zastosowaniu chromowych stali ferrytycznych jest niespełnienie wymagań dyrektywy ciśnieniowej 97/23/ we ped dotyczących stali. dyrektywa ta narzuca energię łamania na poziomie co najmniej 27 j i wydłużenia wynoszącego minimalnie 14 % w każdej strefie złącza spawanego. chromowa stal ferrytyczna x10cralsi13 należy do grupy stali żaroodopornych i jest przeznaczona na żaroodporne części kotłów (m.in. brodawki pomiarowe, elementy mocujące przeglad welding technology review zawartość pierwiastków, % masy x10cralsi13 c si mn p s cr al skład chemiczny badanej stali 0,065 0,94 0,84 0,021 0,001 12,56 0,93 wymagana zawartość pierwiastków według pn-en 10095 max 0,12 0,50÷1,0 max 1,00 max 0,040 max 0,015 12,00÷14,00 0,70÷1,20 tablica i. skład chemiczny stali x10cralsi13 table i. chemical composition of x10cralsi13 steel 108 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 i szeregujące przegrzewacze) oraz pieców przemysłowych, komór próżniowych itp. maksymalna temperatura pracy – żaroodporność tej stali wynosi 850 °c. stal ta jest odporna na działanie gazów zawierających związki siarki i gazy redukujące, słabo odporna na działanie atmosfery nawęglającej, azotującej i węgloazotującej [5]. spawalność stali x10cralsi13 jest kompleksowym problemem, ze względu na skład chemiczny z dużą ilością ferrytotwórczych pierwiastków stopowych (cr, al, si), małą plastyczność stali i wrażliwość na przegrzanie powodująca uzyskanie struktury gruboziarnistej [1,3,4]. prawidłowy dobór techniki, parametrów spawania oraz materiałów dodatkowych do spawania jest bardzo istotny ze względu na uzyskanie właściwości mechanicznych i plastycznych spełniających wymagania stawianym konstrukcjom wykonanym ze stali x10cralsi13. materiał do badań materiałem do były płyty o wymiarach 10 x 200 x 125 mm wykonane ze stali x10cralsi13. badany materiał dostarczony był w stanie wyżarzonym. skład chemiczny oraz właściwości mechaniczne materiału rodzimego w stanie dostawy zestawiono w tablicy i i ii. technologia spawania ze względu na dane literaturowe [1,3,4] zalecające stosowanie podgrzewania wstępnego na poziomie temperatury 200 ÷ 300 °c oraz wyżarzania odprężającego w temperaturze 700 ÷ 750 °c opracowane zostały dwa pwps-y. w pierwszym wykonano złącze doczołowe blach w pozycji pf z podgrzewaniem wstępnym na poziomie 200 °c i temperaturą międzyściegową wynoszącą 250 °c (złącze oznaczono jako p2). w drugim również wykonano złącze doczołowe blach w pozycji pf, ale bez podgrzewania wstępnego z temperaturą międzyściegową na poziomie 150 °c (złącze oznaczono jako p1). zarówno złącze p1, jak i p2 nie zostały poddane obróbce cieplnej po spawaniu. technologia spawania została zaplanowana w celu zbadania zasadności podgrzewania wstępnego stali x10cralsi13. charakterystyka stali ferrytycznych wrażliwych na przegrzanie i doprowadzane ciepło rp0,2,  mpa rm,  mpa twardość, hv10 wydłużenie a,  % właściwości stali w stanie dostawy 437 591 192 15 wymagane właściwości według pn-en 10095 min. 250 450÷650 max 250 min. 15 tablica ii. właściwości mechaniczne stali x10cralsi13 table ii. mechanical properties of x10cralsi13 steel zawartość pierwiastków, % masy c si mn cr ni 0,1 0,7 6,5 18,8 8,8 właściwości mechaniczne parametry pracy re, mpa rm, mpa a, % kv, j temperatura pracy 480 660 38 90 do 850 °c tablica iii. skład chemiczny, właściwości mechaniczne oraz parametry pracy elektrody fox a7 table iii. chemical composition and welding parameters of fox a7 electrode do złącza oraz jednofazowa struktura ferrytyczną nie wskazuje na słuszność zaleceń obróbki cieplnej i podgrzewania wstępnego stali tej klasy. złącza wykonano metodą 111 ze względu na dużą wszechstronność metody oraz częste wykonywanie złączy tego typu w warunkach montażowych, gdzie wykorzystanie gazu osłonowego może być problematyczne. warto zauważyć, że w przypadku spawania metodą 111 tej klasy złączy musi być zapewniony dostęp do złącza z dwóch stron ze względu na konieczności wycięcia/wyszlifowania grani i wykonaniu drugiego lica lub zastosowanie spawania na podkładce z osłoną grani gazem obojętnym. materiałem dodatkowym wykorzystanym w obu technologiach była elektroda e 18 8 mn b 2 2 (böhler fox a7). spoiwa austenityczne są zalecane do spawania chromowych stali ferrytycznych ze względu na bardzo dobre właściwości plastyczne, udarność stopiwa oraz podwyższenie odporności na korozję spoiny. elektroda fox a7 w pełni spełnia wymagania stawiane materiałowi rodzimemu. skład chemiczny oraz właściwości mechaniczne elektrody fox a7 zostały przedstawione w tablicy iii. badania właściwości mechanicznych badania właściwości mechanicznych obejmowały: pomiar twardości metodą vickers’a, statyczną próbę rozciągania, próbę udarności oraz próbę gięcia. badania właściwości mechanicznych zostały przeprowadzone zgodnie z obowiązującymi normami. uzyskane wyniki badań przedstawiono na rysunkach 1÷6 oraz tablicy iv. pomiar twardości dla złącza p1 maksymalna twardość nie przekracza wartości 225 hv10 dla pomiaru od strony grani. twardość materiału rodzimego (mr) i strefy wpływu ciepła (swc) była na poziomie nie przekraczającym 190 hv10. według normy materiałowej pn-en 10095 materiał rodzimy x10cralsi13 powinien wykazywać twardość poniżej 250 hv10. ten warunek został spełniony dla swc i spoiny złącza p1. warto jednak zauważyć, iż norma dotycząca kwalifikacji technologii spawania 15614-1 nie stawia wymagań twardości chromowym 109przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 stalom ferrytycznym (grupa materiałowa 7 według iso tr 15608). w związku z powyższym złącze p1 spełnia wszelkie wymagania stawiane twardości przez normy dotyczące stali x10cralsi13. złącze p2 w którym zostało zastosowane podgrzewanie wstępne na poziomie 200 °c wykazuje bardzo podobny rozkład twardości do złącza p1. maksymalna twardość w spoinie, podobnie jak w złączu p1, nie przekracza 225 hv10. twardość materiału rodzimego i strefy wpływu ciepła nie przekracza wartości 190 hv10. porównywalna twardość na przekroju złącza p1 i p2 wskazuje, że podgrzewanie wstępne nie miało wpływu na twardość. rys. 1. rozkład twardości od strony lica i grani w złączu niepodgrzewanym wstępnie (p1) fig. 1. hardness distribution from toe and root side in weld join without preheat (p1) rys. 2. rozkład twardości od strony lica i grani w złączu podgrzewanym wstępnie (p2) fig. 2. hardness distribution from toe and root side in preheated weld joint (p1) statyczna próba rozciągania właściwości wytrzymałościowe obu złączy spełniają wymagania normy pn-en 10095 (tablica ii) dla stali x10cralsi13. wytrzymałośc na rozciąganie rm dla złącza p1 wynosiła 495 mpa, natomiast dla złącza p2: 517 mpa (tablica iv). uzyskane wartości wytrzymałości na rozciąganie dla złączą p1 i p2 są do siebie zbliżone (różnica jest poniżej 5%), co wskazuje że zastosowane podgrzewanie wstępne, podobnie jak w przypadku pomiaru twardości, nie miało istotnego wpływu na właściwości wytrzymałościowe złącza ze stali x10cralsi13. zarówno złącze p1, jak i złącze p2 złącze rm,  mpa a, % p1 495 10,95 p2 517 13,4 tablica iii. wytrzymałość na rozciąganie badanych złączy table iii. ultimate tensile strength of both welded joints nie spełnia warunków dyrektywy ciśnieniowej 97/23/we ped wymagającej wydłużenia a na poziomie ≥ 14 %. próba udarności energia łamania próbek złączy p1 i p2 w analizowanych obszarach są również porównywalne. strefa wpływu ciepła dla złącza bez podgrzewania wstępnego p1 charakteryzowała się energią łamania na poziomie 16 j, natomiast energia łamania swc złącza z podgrzewaniem wstępnym p2 wynosiła 18 j. najwyższą wartością energii łamania charakteryzowała się natomiast spoina, dla której zmierzona wartość energii łamania kv wynosiła ponad 90 j (rys. 3). wysoka energia łamania spoiny wynika z zastosowania jako materiału dodatkowego spoiwa austenitycznego, gwarantującego uzyskanie wysokiej ciągliwości. złącze p2 odznacza się energią łamania nieznacznie większą od złącza niepodgrzewanego p1. norma pn – en 15614-1 oraz pn – en 10095 nie stawiają określonych wymagań energii łamania stali x10cralsi13. porównywalna wartość energii łamania swc i mr oraz wysoka energia łamania spoiny świadczy o poprawnie wykonanych złączach. wyniki potwierdzają również znikomy wpływ podgrzewania wstępnego na uzyskaną wartość energii łamania złącza wykonanego ze stali x10cralsi13. rys. 3. średnia wartość energii łamania w różnych strefach złączy p1 i p2 fig. 3. impact energy of melt 1 and 2 rys. 4. wyniki próby gięcia z rozciąganiem lica (tfbb) i grani (trbb) dla złączy p1 i p2 fig. 4. results of angle bend test from toe side (tfbb) and root side (trbb) for welded joints p1 and p2 110 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 próba gięcia próba technologiczna gięcia zakończyła się wynikiem negatywnym zarówno w przypadku złącza p1, jak i dla złącza p2 (rys. 4). próba gięcia z rozciąganiem lica (tfbb) uzyskała wymagany kąt 180° zarówno dla złącza p1, jak i p2. próba gięcia z rozciąganiem grani (trbb) ujawnia widoczne pęknięcia przez cały przekrój złącza już przy 20° dla złącza p1 i przy 28° dla złącza p2. analizowane złącza otrzymały wynik negatywny podczas próby, lecz warto podkreślić, że próba gięcia nie jest wymagana dla złączy ze stali x10cralsi13. rys. 5. makrostruktura złącza bez podgrzewania wstępnego ze stali x10cralsi13 (p1). trawiono chlorek żelaza fig. 5. macrography of x10cralsi13 welded join (p1) without preheat badania makroskopowe badania makroskopowe przeprowadzone na złączu p1 (rys. 5) i p2 (rys. 6) potwierdziły brak niezgodności spawalniczych po badaniach wizualnych vt. złącza p1 i p2 spełniają kryteria jakości b według pn-en 5817. na zdjęciach makrostruktury można zauważyć rozrost ziaren struktury w strefie wpływu ciepła w obydwu złączach, szczególnie w obszarze cghaz, czyli strefie struktury przegrzanej. rys. 6.  makrostruktura złącza ze stali x10cralsi13 z podgrzewaniem wstępnym (p2). trawiono chlorek żelaza fig. 6. macrography of x10cralsi13 welded join (p2) with preheat podsumowanie złącze p1 tj. złącze wykonane bez podgrzewania wstępnego charakteryzowało się właściwościami bardzo zbliżonymi do właściwości złącza p2, które wykonano z podgrzewaniem wstępnym. wskazuje to na znikomy wpływ podgrzewania wstępnego na właściwości mechaniczne złączy wykonanych ze stali x10cralsi13. uzyskane wyniki pomiaru twardości dla badanych złączy były na podobnym poziomie ze względu na jednofazową strukturę ferrytyczną stali x10cralsi13. spoiwo austenityczne jest zalecane dla spawania tej klasy stali ze względu na gwarantowaną wysoką energię łamania (90 j) oraz spełnienie wymaganych właściwości wytrzymałościowych. dalsze badania nad złączami spawanymi stali x10cralsi13 powinny obejmować zastosowanie obróbki cieplnej według zaleceń norm, na złączach bez podgrzewania i z zastosowanym podgrzewanym wstępnym. ponadto istotnym byłoby określenie wpływu zmniejszenia energii liniowej na poziomie 0,5÷1 kj na właściwości złącza wykonanego ze stali x10cralsi13. literatura [1] tasak e., ziewiec a.: spawalność materiałów konstrukcyjnych tom 1: spawalność stali. wydawnictwo jak, kraków 2009. [2] blicharski m.: inżynieria materiałowa stal. wnt wydanie drugie, warszawa 2012. [3] poradnik inżyniera: tom 1 spawalnictwo, pod redakcja prof. dr. hab. inż. jana pilarczyka. wydawnictwo wnt, warszawa 2014. [4] dobrzański l.a.: metaloznawstwo i obróbka cieplna stopów metali. wydawnictwo politechniki śląskiej, gliwice 1993. [5] ferenc k.: spawalnictwo. wnt, warszawa 2013. ps 12 2015 www 68 przegląd spawalnictwa vol. 87 12/2015 lokalizacja tomografem ultradźwiękowym miejsca na granicy ośrodków o różnej gęstości w elemencie betonowym localization of the place on the border between mediums of different density using ultrasonic tomography dr hab. inż. krzysztof schabowicz, mgr inż. łukasz radzik – politechnika wrocławska, wydział budownictwa lądowego i wodnego. autor korespondencyjny/corresponding author: k.schabowicz@pwr.edu.pl streszczenie w artykule przedstawiono zastosowanie tomografu ultradźwiękowego do lokalizacji miejsca na granicy ośrodków o różnej gęstości w elemencie betonowym dostępnym z jednej strony. dla czytelności artykułu przedstawiono najważniejsze zagadnienia związane z propagacją fal mechanicznych. wykonano obliczenia numeryczne mes w programie abaqus dla zamodelowanego elementu betonowego. na podstawie tych obliczeń pokazano możliwość lokalizacji miejsca na granicy ośrodków o różnej gęstości umieszczonych w elemencie betonowym dostępnym z jednej strony. następnie wykonano badania nieniszczące z wykorzystaniem tomografu ultradźwiękowego, na podstawie których zlokalizowano miejsce na granicy ośrodków o rożnej gęstości i tym samym potwierdzono możliwość wykonania takiej lokalizacji przy pomocy tomografu ultradźwiękowego oraz prawidłowość opracowanego modelu numerycznego. słowa kluczowe: beton, badania nieniszczące, tomograf ultradźwiękowy abstract the article describes the use of an ultrasound scanner to locate the place on the border between mediums of different density in the concrete element. for clarity, the article presents the most important issues related to the propagation of mechanical waves. the first step fem numerical calculations in abaqus program were performed. the possibility to locate points from the boundaries of different density disposed in the concrete element are shown on the basis of these calculations. next, a non-destructive testing with use of ultrasonic tomography, which were used to locate the boundaries of different density and thus confirmed the possibility to find such a location using ultrasonic tomography and the correctness of the numerical model developed. keywords: concrete, nondestructive evaluation, ultrasonic tomography wstęp w praktyce inżynierskiej często mamy do czynienia z koniecznością określenia geometrii istniejących konstrukcji budowlanych i lokalizacji umieszczonych w nich mediów. zadanie to jest utrudnione, jeżeli dostęp do konstrukcji jest jednostronny i nie ma dokumentacji budowlanej, a w wielu przypadkach tak właśnie jest. przykładem może być potrzeba określenia położenia przewodów pcw zabetonowanych w płycie lub posadzce betonowej. można wówczas wykonać odkrywki, ale wiąże się to z kosztami wynikającymi z prac odkrywkowych, naprawczych i wyłączenia pomieszczenia z użytkowania na czas robót budowlanych. przydatne do tego celu mogą być jednak metody nieniszczące, w szczególności ultradźwiękowe [1÷3]. przy ich pomocy, bez naruszania struktury betonu, możemy określić położenie przewodów instalacji sanitarnych, wodociągowych, kabli sprężających itp. zabetonowanych w płycie lub posadzce betonowej. w przypadku niedrożności takiego przewodu, tak jak pokazano to na rysunku 1, nieniszczące określenie położenia miejsca na granicy ośrodków o różnej gęstości może również krzysztof schabowicz, łukasz radzik rys. 1. ilustracja niedrożności miejsca na granicy ośrodków o różnej gęstości znajdującego się w elemencie betonowym dostępnym jednostronnie fig. 1. illustration of obstruction a place on the border of different density mediums located in the concrete element znacznie ułatwić rozwiązanie problemu. w większości ultradźwiękowych metod nieniszczących wykorzystywane są fale podłużne [1÷3]. najnowsze z metod pozwalają na wykorzystanie fali poprzecznej, która w porównaniu do fali podłużnej charakteryzuje się mniejszym rozpraszaniem podczas propagacji przez element betonowy [2÷4]. jedną z takich metod jest metoda tomografii ultradźwiękowej. 69przegląd spawalnictwa vol. 87  12/2015 rys. 4. różnica w fali odbitej pomiędzy przewodem pcw wypełnionym wodą, a przewodem pcw wypełnionym powietrzem fig. 4. the difference in the reflected wave between the pvc pipe filled with water, and air-filled pvc pipe rys. 2. rodzaje fal występujące w ośrodkach stałych: a) fala poprzeczna, b) fala podłużna, c) fala powierzchniowa. d) fala poprzeczna na granicy ośrodków beton-woda lub powietrze, e) fala podłużna na granicy ośrodków beton-woda lub powietrze fig. 2. types of waves occurring in solid mediums: a) longitudional wave, b) sheare wave, c) surface wave, d) longitudional wave between concrete and water or air, e) sheare wave between concrete and water or air w artykule przedstawiono możliwość lokalizacji miejsca na granicy ośrodków o różnej gęstości, umieszczonych w elemencie betonowym dostępnym jednostronnie za pomocą tomografu ultradźwiękowego wykorzystującego fale poprzeczne. sposób propagacji fal ultradźwiękowych w ośrodkach stałych w celu lokalizacji miejsca na granicy ośrodków o różnej gęstości zaproponowano zastosowanie fal ultradźwiękowych. teoria propagacji tych fal w ośrodkach stałych została już wielokrotnie opisana m. in. w [5,6]. warto jedynie podać, dla czytelności artykułu, że falą ultradźwiękową nazywamy zaburzenie ośrodka rozprzestrzeniające się poprzez drgania cząsteczek [5,6]. rozróżnia się trzy rodzaje fal mechanicznych: falę podłużną (rys. 2a), falę poprzeczną (rys. 2b) oraz falę powierzchniową (rys. 2c). a) kiedy fala poprzeczna propagująca w ośrodku stałym prostopadle do jego granicy (rys. 2d), napotka na granicy ośrodka płyn (np. woda, powietrze), nastąpi całkowite jej odbicie, ze względu na brak możliwości propagacji drgań w takiej postaci w ośrodkach ciekłych i gazowych [7]. w przypadku fali podłużnej, napotykającej na granicę ośrodków ciało stałe – płyn (rys. 2e), część energii zostanie przekazana cząsteczkom drugiego ośrodka, w postaci wzbudzenia fali podłużnej, a pozostała wartość pozostanie w ośrodku pierwotnym, w postaci fali wędrującej w kierunku odbicia. intensywność odbicia fali będzie zależeć od wartości impedancji falowej ośrodków [8]. zgodnie z powyższym, wzbudzając falę podłużną propagującą się przez ośrodek prostopadle do jego granicy otrzymuje się inną intensywność odbicia fali, w zależności, czy po przeciwnej stronie znajduje się woda, czy też powietrze. nie otrzymuje się takiego rozróżnienia dla analogicznej fali poprzecznej. w przypadku propagacji fali poprzecznej w ośrodku stałym pod kątem do jego granicy nastąpi odbicie, którego intensywność zależeć będzie od kąta, pod jakim pada fala, oraz od wartości impedancji falowej ośrodków. na tej podstawie teoretycznie możliwym jest określenie, czy na granicy ośrodka fala poprzeczna napotkała na wodę, czy też na powietrze. model numeryczny w celu sprawdzenia możliwości lokalizacji miejsca na granicy ośrodków o rożnej gęstości umieszonych w elemencie betonowym dostępnym z jednej strony za pomocą fali poprzecznej, wykonana została analiza mes w programie abaqus. w tym celu opracowano model numeryczny elementu, którego fragment pokazano i zaznaczono kolorem niebieskim na rysunku 3a. proces propagacji fal mechanicznych zasymulowano za pomocą metody jawnej całkowania równań ruchu (dynamic explicit). obliczenia zostały wykonane w dwóch wariantach. w pierwszym wariancie dla fragmentu walca reprezentującego wypełnienie rury (rys. 3b,c), nadano parametry materiałowe wody, w drugim parametry materiałowe powietrza. dla tak wykonanych obliczeń porównano wykresy przemieszczenia w czasie punktu umieszczonego na górnej powierzchni elementu próbnego (rys. 4). można na nim zobaczyć, że do momentu, w którym drgania propagują wzdłuż ścieżki pokazanej na rysunku 3c, wykresy są zbieżne (okres od 0 do 0,0002 s), natomiast od momentu dotarcia fali odbitej od granicy ośrodka (do którego przylega woda lub powietrze), do odbiornika (okres od 0,0002 do 0,0004 s), wykresy nie pokrywają się, co świadczy o innym stopniu odbicia fali w zależności od przylegającego do ośrodka medium (wody lub powietrza). rys. 3. analiza numeryczna mes: a) widok zamodelowanego elementu próbnego, b) widok propagacji drgania na powierzchni analizowanego modelu numerycznego, c) przekrój przez model numeryczny pokazany na rysunku b) z obrazem propagacji fal oraz naniesioną ścieżką propagacji fali od nadajnika (wzbudzenie) do odbiornika (sensor) fig. 3. numerical analysis in fem: a) view of test piece, b) view the propagation of vibrations on the surface of the analyzed numerical model, c) section through the numerical model shown in figure b) with the image of wave propagation and applied wave propagation path from the transmitter (excitation) to the receiver (sensor) a) c)b) c)b) d) e) 70 przegląd spawalnictwa vol. 87 12/2015 badania laboratoryjne w celu potwierdzenia możliwości lokalizacji miejsca na granicy ośrodków o różnej gęstości umieszonych w elemencie betonowym dostępnym jednostronnie, wykonane zostały badania nieniszczące z wykorzystaniem tomografu ultradźwiękowego. widok tomografu pokazano na rysunku 5, za [3,7]. a) b) rys. 5. widok tomografu ultradźwiękowego: a) widok głowicy pomiarowej, b) sposób działania tomografu fig. 5. ultrasonic tomography: a) view of device b) the method of operation badania zostały przeprowadzone na elemencie betonowym o wymiarach 500 x 500 x 1000 mm, który posiadał wtrącenia w postaci trzech przewodów pcw o średnicy kolejno 80, 155 oraz 458 mm (rys. 6a). na górnej powierzchni elementu naniesiona została siatka pomiarowa o wymiarach 100 x 100 mm (rys. 6a). w pierwszej kolejności wykonano badanie tomografem ultradźwiękowym lokalizacji przeworys. 6. element betonowy wykorzystany do badań (a) wraz z jego ultradźwiękowym obrazem tomograficznym 3d (b) fig. 6. a) the concrete element used for testing b) tomographic image dów, korzystając z dostępu jedynie do górnej powierzchni elementu. na tej podstawie powstał obraz tomograficzny pozwalający na lokalizację wtrąceń (rys. 6b). następnie wykonane zostały badania, których wynikiem są obrazy tomograficzne w trzech przekrojach przez środkowy przewód, podczas jego wypełnienia zarówno wodą, jak i powietrzem. otrzymane wyniki w postaci pojedynczych obrazów tomograficznych zestawiono na rysunku 7. na każdym z przekrojów widoczne jest odbicie sygnału od górnej powierzchni granicy ośrodków. o intensywności odbicia występującego na powyższych obrazach tomograficznych świadczy rozległość oraz kolor reprezentującego granicę ośrodka pola. w każdym z przypadków otrzymano różnicę pomiędzy przewodem wypełnionym wodą, a przewodem wypełnionym powietrzem. różnica nie jest duża, jednak dla każdego z przekrojów zauważalna. rys. 7. wyniki badań przeprowadzonych na elemencie betonowym z przewodem pcw wypełnionym wodą i powietrzem fig. 7. the results of the tests carried out on a sample of concrete with the pipe filled by water and air podsumowanie w artykule przedstawiona została możliwość lokalizacji miejsca na granicy ośrodków o różnej gęstości umieszczonych w elemencie betonowym dostępnym jednostronnie, za pomocą tomografu ultradźwiękowego. przedstawiono podstawy teoretyczne zjawiska propagacji fal ultradźwiękowych, wykonano symulację w programie mes, w wyniku której stwierdzona została możliwość lokalizacji miejsca na granicy ośrodków za pomocą tomografu ultradźwiękowego wykorzystującego fale poprzeczne. następnie wykonano badania tomografem elementu betonowego, które wykazały zbieżność z symulacją komputerową. w obu przypadkach potwierdzono możliwość lokalizacji miejsca na granicy ośrodków umieszczonych w elemencie betonowym dostępnym jednostronnie za pomocą tomografu ultradźwiękowego i potwierdzono prawidłowość opracowanego modelu numerycznego. obliczenia wykonano przy użyciu zasobów udostępnionych przez wrocławskie centrum sieciowo-superkomputerowe (http://wcss.pl), grant obliczeniowy nr 300. literatura [1] j. hoła, k. schabowicz, „state-of-the-art non-destructive methods for diagnostic testing of building structures – anticipated development trends”, arch. civ. mech. eng., t. 10, nr 3, ss. 5–18, 2010. [2] k. schabowicz, „ultrasonic tomography – the latest nondestructive technique for testing concrete members – description, test methodology, application example”, arch. civ. mech. eng., t. 14, nr 2, ss. 295–303, luty 2014. [3] k. schabowicz i v. a. suvorov, „nondestructive testing of a bottom surface and construction of its profile by ultrasonic tomography”, russ. j. nondestruct. test., t. 50, nr 2, ss. 109–119, luty 2014. [4] a. o. de la haza, a. a. samokrutov, i p. a. samokrutov, „assessment of concrete structures using the mira and eyecon ultrasonic shear wave devices and the saft-c image reconstruction technique”, constr. build. mater., t. 38, ss. 1276–1291, stycze 2013. [5] a. j. chorin i a. j. majda, red., wave motion: theory, modelling, and computation, t. 7. new york, ny: springer us, 1987. [6] l. lam i h. c. morris, red., wave phenomena. new york, ny: springer new york, 1989. [7] wave physics. berlin, heidelberg: springer berlin heidelberg, 2009. [8] j. krautkrämer, h. krautkrämer, ultrasonic testing of materials. berlin, heidelberg: springer berlin heidelberg, 1983. a) b) 40 przegląd  spawalnictwa vol. 89 12/2017 wpływ metody spawania na żarowytrzymałość  złączy spawanych cienkich blach ze stopu inconel 718 the influence of the welding method on the heat resistance of welded joints of inconel 718 thin metal sheets dr inż. zenon a. opiekun – borgwarner, dr inż. agnieszka jędrusik – politechnika rzeszowska. autor korespondencyjny/corresponding author: agnieszkajedrusik@o2.pl streszczenie w pracy przedstawiono wpływ spawania metodą gtaw i laserem bez dodatku spoiwa, cienkich blach ze stopu inconel 718 na żarowytrzymałość ich złączy. technologiczne próby żarowytrzymałości próbek ze złączami spawanymi prowadzono przy użyciu pełzarki w stałej temperaturze wynoszącej 860±2 °c i przy stałym naprężeniu σ = 150 mpa. badania wykazały, że złącza spawane tych blach wykonane laserem zarówno w stanie ich dostawy, jak i po obróbce cieplnej posiadają o ok. 60÷80% większą żarowytrzymałość niż złącza wykonane metodą gtaw. słowa kluczowe: inconel 718; spawanie metodą gtaw (nietopliwą elektrodą wolframową w osłonie gazów obojętnych); spawanie laserem; wysokotemperaturowe pełzanie abstract the paper presents the influence of gtaw welding and laser without the addition of binders, thin sheets of inconel 718 on the creep resistance of the connectors. process sample creep resistance specimens of fused-fiber couplers were carried out using creep testing machine using a constant temperature of 860±2 °c and a constant stress σ = 150 mpa. the tests have shown that welded joints of these sheets made with a laser, both in the state of their delivery and after heat treatment, have about 60-80% higher heat resistance than joints made using the gtaw method. keywords:  inconel 718; gtaw (gas tungsten arc welding) method; laser welding; high temperature creep test wstęp stop na osnowie niklu, inconel 718, należy do licznej grupy żaroodpornych i żarowytrzymałych tworzyw metalicznych stosowanych do wytwarzania różnych konstrukcji spawanych, zwłaszcza w przemyśle lotniczym na części wylotowe spalin w silnikach pw400 i cf6 [1÷4]. stop ten jest dobrze spawalny, a także można go obrabiać cieplnie przez utwardzenie wydzieleniowe [5÷9]. elementy wykonane z cienkich blach z inconelu 718 mogą pracować w wysokiej temperaturze, która w przypadku komór spalania może wynosić do 1300 °c [2,8]. podczas pracy, konstrukcje spawane z tego stopu oprócz oddziaływania wysokiej temperatury poddane są oddziaływaniu naprężeń. w związku z tym, żarowytrzymałe właściwości złączy spawanych tych konstrukcji mają bardzo duże znaczenie. w artykule przedstawiono wpływ metody spawania cienkich blach ze stopu inconel 718 na czas do zerwania złączy spawanych poddanych wysokotemperaturowemu pełzaniu. zenon a. opiekun, agnieszka jędrusik przeglad welding technology review materiał i metodyka badań materiałem do badań były cienkie blachy o grubościach 0,5; 0,9; 1,2 mm ze stopu inconel 718, których skład chemiczny określono widmową analizą spektralną przy użyciu spektrometru emisyjnego q4 tasman (bruker). w tablicy i zestawiono średni skład chemiczny blach użytych do badań. do technologicznych prób żarowytrzymałościowych przygotowano próbki blach ze złączami spawanymi wykonanymi łukiem elektrycznym w metodzie gtaw oraz przy użyciu strumienia monochromatycznego światła uzyskanego w laserze trulaser 5020. badania wytrzymałości na pełzanie złączy spawanych cienkich blach (grubości 0,5; 0,9; 1,2 mm) ze stopu inconel 718 polegały na określeniu czasu do ich zerwania podczas technologicznych prób wysokotemperaturowego pełzania prowadzonych w temperaturze 860±2 °c przy stałym naprężeniu σ = 150 mpa [10]. do tych badań dla potrzeb pracy przygotowano próbki (rys. 1) z otworami ø 8 w części chwytowej. próbki w uchwytach mocowano przy pomocy trzpieni ø 8. doi: http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v89i12 .845 41przegląd  spawalnictwa vol. 89 12/2017 rejestracja temperatury uchwyty i trzpienie wykonano z żarowytrzymałego stopu na osnowie kobaltu mar-m509 [11]. pełzano próbki blach ze złączami spawanymi nieobrobionymi cieplnie (blachy w stanie dostawy) i obrobionymi cieplnie. obróbkę cieplną blach bez złączy spawanych i ze złączami spawanymi wykonano przy użyciu pieca nabertherm n61/h z programowanym przebiegiem procesu wg schematu przedstawionego na rysunku 2. tablica i. skład chemiczny blach o grubościach 0,5; 0,9; 1,2 mm ze stopu inconel 718 przeznaczonych do badań (średnia z 5-ciu pomiarów dla każdej grubości blachy) table i. chemical composition of sheet thicknesses of 0.5, 0.9, 1.2 mm inconel 718 to be tested (average of the 5 measurements for each sheet thickness) rys. 1.  przykładowa próbka do badań wytrzymałości na wysokotemperaturowe pełzanie fig. 1. example of sample for testing high-temperature creep strength rys. 2. schemat przebiegu obróbki cieplnej blach ze stopu inconel 718 ze złączami spawanymi wykonanymi metodą gtaw i laserem fig. 2. flow chart of the heat treatment of metal alloy inconel 718 with welded joints made using gtaw and laser rys. 3. pełzarka wpm zst 3/3 (a), widok otwartego pieca z umocowaną w uchwytach za pomocą trzpieni próbką w jego komorze i zainstalowanymi termoparami (b) fig. 3. creep testing machine wpm zst 3.3 (a), back from the furnace with cemented in the holders by means of bolts in the sample chamber and installed thermocouples (b) grubość  blachy,  mm składniki stopowe, % wagowy cr fe nb mo ti al si c b n ni 0,5 17,30 16,20 5,20 2,45 1,0 0,55 0,16 0,050 0,022 0,040 reszta 0,9 17,20 16,30 5,25 2,50 1,20 0,57 0,17 0,061 0,021 0,038 reszta 1,2 17,28 16,15 5,30 2,38 1,18 0,54 0,14 0,059 0,023 0,041 reszta próby pełzania wykonano, według normy [12] używając zmodernizowanej pełzarki wpm zst3/3, firmy veb verkstof prufmaschinen leipzig wyposażonej w trójstrefowy piec grzewczy lab temp, firmy thermocraft incorporated usa o maksymalnej temperaturze grzania 1200 °c (stosując po 3 próbki z każdej grubości spawanych metodą gtaw oraz przy użyciu lasera) oraz po obróbce cieplnej wg tych samych założeń (stosując po 3 próbki z każdej grubości blach spawanych metodą gtaw oraz przy użyciu lasera). na rysunku 3 przedstawiono widok pełzarki z zamocowaną próbką i umocowanymi trzema termoparami na jej długości. wyniki badań na rysunku 4 i 5 przedstawiono przykładowe próbki zerwane w próbach wysokotemperaturowego pełzania. w tablicy ii zestawiono wyniki prób wysokotemperaturowego pełzania, a na rysunku 6 w formie wykresu słupkowego czas do zerwania próbek blachy w stanie dostawy, obrobionych cieplnie i spawanych metodą gtaw i laserem. uzyskane rezultaty wskazują, że cienkie blachy ze stopu inconel 718 w stanie dostawy charakteryzują się znacznie krótszą wartością czasu do zerwania w próbie wysokotemperaturowego pełzania niż blachy obrobione cieplnie. metoda spawania tych blach silnie wpływa na czas do zerwania w przyjętych warunkach wysokotemperaturowego a) b) termopary trzpienie uchwyty te m pe ra tu ra  [° c ] czas [h] przesycanie starzenie studzenie piecem chłodzenie wodą przesycanie, nagrzewanie nagrzewanie 300 °c/h 1010±3 8 8 8 720+2 620+2 300 °c/h woda 42 przegląd  spawalnictwa vol. 89 12/2017 tablica ii. czas do zerwania, wydłużenie trwałe i przewężenie próbek blach ze stopu inconel 718 w próbie wysokotemperaturowe pełzanie. średnia z trzech próbek table  ii. time to break, elongation and contraction samples of sheet metal alloy inconel 718 in a sample of high-temperature creep. the average of three samples rys. 4. przykładowe próbki z blachy o grubości 0,9 mm w stanie dostawy zerwane po pełzaniu wysokotemperaturowym. mr (a), złącze spawane wykonane laserem (b), złącze spawane wykonane metodą gtaw (c), (mr-materiał rodzimy) fig. 4. examples of sample sheet with a thickness of 0.9 mm, as supplied, broken after the high-temperature creep. mr (a), a laser welded joint is made (b), the welded joint is made by gtaw (c), (mr-native material) rys. 6. czas do zerwania w próbach wysokotemperaturowego pełzania próbek blach ze stopu inconel 718. warunki pełzania t = 860 °c, σ = 150 mpa fig. 6. time to break into the high-temperature creep tests samples of sheet metal alloy inconel 718. terms of creeping t = 860 °c, σ = 150 mpa rys. 5. przykładowe próbki z blachy o grubości 0,9 mm obrobione cieplnie, zerwane po pełzaniu wysokotemperaturowym. mr (a), złącze spawane wykonane laserem (b), złącze spawane wykonane metodą gtaw (c) (mr-materiał rodzimy) fig. 5. examples of sample sheet with a thickness of 0.9 mm heat treated, broken off after the high-temperature creep. mr (a), a laser welded joint is made (b), the welded joint is made by gtaw (c) (mrnative material) blachy ze stopu inconel 718 czas do zerwania [h] wydłużenie [%] przewężenie [%] stan dostawy 12 48 55 obrobione cieplnie 19,5 33 49 stan dostawy spawane metodą gtaw 8,5 26 22 obrobione cieplnie ze złączami spawanymi  wykonanymi metodą gtaw 16 43 47 stan dostawy spawany laserem 11 31 57 obrobione cieplnie ze złączami spawanymi  wykonanymi laserem 19,5 23 30 pełzania zarówno blach w stanie dostawy, jak i obrobionych cieplnie. złącza spawane blach wykonane laserem, posiadają prawie dwukrotnie większą wartość czasu do zerwania, niż złącza spawane wykonane łukiem elektrycznym argonowym w metodzie gtaw. blachy cienkie ze stopu inconel 718 spawane laserem i obrobione cieplnie wykazują taką samą wartość czasu do zerwania jak materiał rodzimy (blachy obrobione cieplnie poddane wysokotemperaturowemu pełzaniu). cienkie blachy ze stopu inconel 718 spawane metodą gtaw i obrobione cieplnie zrywają się (podobnie jak blachy spawane tą metodą w stanie dostawy) w obszarach złączy spawnych podczas prób wysokotemperaturowego pełzania. złącza spawane tych blach wykonane łukiem elektrycznym charakteryzuje mniejsza żarowytrzymałość, a ich czas do zrywania w próbie wysokotemepraturowego pełzania ma mniejszą wartość ok. 30% niż czas do zrywania blach w stanie dostawy. złącza spawane metodą gtaw blach obrobionych cieplnie mają większą wartość czasu do zrywania w tych próbach pełzania. wartość czasu do zerwania złączy spawanych blach metodą gtaw i obrobionych cieplnie jest podobna do wartości czasu do zerwania materiału rodzimego bez obróbki cieplnej (w stanie dostawy). złącze spawane złącze spawane a) b) c) a) b) c) złącze spawane złącze spawane c za s  do  z er w an ia  [h ] stan dostawy obrobione cieplnie materiał  rodzimy złącze spawane  metodą gtaw złącze spawane  laserem 25 20 15 10 5 0 43przegląd  spawalnictwa vol. 89 12/2017 rys. 7. mikrostruktura złącza spawanego blachy o grubości 0,9 mm wykonanego łukiem elektrycznym (a), laserem (b). mikroskop świetlny fig. 7. the microstructure of the weld joint sheet with a thickness of 0.9 mm made of the ctric arc (a) laser (b). optical microscope rys. 8. mikrostruktura złącza spawanego blachy o grubości 1,2 mm wykonanego laserem. swc-mr (a), spoina (b) fig. 8. the microstructure of the welded joint sheet with a thickness of 1.2 mm made by laser. swc-mr (a), the seal (b) mikrostruktura złączy spawanych blach w stanie dostawy  i po obróbce cieplnej przykładowe wyniki badań mikrostrukturalnych złączy spawanych cienkich blach ze stopu inconel 718 w stanie dostawy przedstawiono na rysunku 7, a po obróbce cieplnej na rysunku 8. zgłady trawiono odczynnikiem kallings’a. przykładowe wyniki badań mikrostrukturalnych złącza spawanego cienkich blach ze stopu inconel 718 po obróbce cieplnej przedstawiono na rysunku 8. zgłady trawiono odczynnikiem kallings’a. badania fraktograficzne dla zobrazowania przebiegu pękania podczas prób rozciągania próbek blach w stanie dostawy, obrobionych cieplnie i spawanych metodą gtaw i laserem przeprowadzono badania fraktograficzne powierzchni przełomów. na rysunkach 9 i 10 przedstawiono przykładowe przełomy uzyskane po zerwaniu rozciąganych statycznie próbek. a) b) swc mr spoina a) b) linia wtopienia linia wtopienia swc 50 µm 50 µm mrspoina spoina 44 przegląd  spawalnictwa vol. 89 12/2017 rys. 9. przykładowy przełom ciągliwy rozciąganej statycznie blachy o grubości 1,0 mm w stanie dostawy (a). charkterystyczne kratery z płaskimi strefami pękania utworzone wokół węglików i faz międzymetalicznych zalegająych w ich dnie (b) fig. 9. an example of a breakthrough ductile statically stretched sheet with a thickness of 1.0 mm able to supply (a). craters flat fracture zones formed around the carbides and intermetallic phases inside in their base (b) rys. 10. przykładowy przełom ciągliwy rozciąganej statycznie blachy o grubości 1,2 mm obrobionej cieplnie (a). drobne i duże kratery z zalegającymi wewnątrz nich fazami międzymetalicznymi i węglikami (z ciągliwymi i płaskimi strefami pękania łupliwego) (b) fig. 10. an example of a breakthrough ductile statically stretched sheet with a thickness of 1.2 mm heat-treated (a). small and large craters overhang inside them intermetallic phases and carbides (with gluey and flat zones cleavage fracture) (b) podsumowanie  wejściowym materiałem do badań, były cienkie blachy w stanie dostawy, o grubości 0,5÷1,2mm, wykonane ze stopu na osnowie niklu inconel 718. w składzie chemicznym blach z tego stopu występuje ok. 17% cr, 16% fe, 5,0% nb, 2,5% mo, 1,0% ti, 0,60% al i 0,05% c. suma innych pierwiastków jak, si, mn, b i n nie przekracza 0,25%. w wyniku spawania, z zastosowaniem różnych skoncentrowanych strumieni ciepła, łuku elektrycznego argonowego i wiązki światła laserowego, uzyskano złącza spawane blach, które charakteryzują się trójstrefowością, spoinami, strefami wpływu ciepła (swc) i strukturą materiału rodzimego (mr). ziarna w spoinach złączy posiadają różną morfologię (kształt i rozmiar) zależnie od metody i parametrów spawania. także strefy wpływu ciepła (swc) złączy spawanych mają różne szerokości i rozmiary ziarn zależne od metod spawania i ich parametrów takich jak: natężenie prądu, mocy lasera i prędkość spawania. a) b) b)a) 45przegląd  spawalnictwa vol. 89 12/2017 literatura [1] ruedl e.: phase transformation in the alloy hastelloy b, materials research bulletin 10, 1975, pp. 16-22. [2] agarwal d.c.: chronology of developments in ni-mo alloys: the last 70 years, corrosion 58, 2002, pp. 27-29. [3] bloom d.s., putnam. j.w., grant.n.: trans. aime, journal of metals 194, 1, 626, 1952. [4] lancaster j.: handbook of structural welding: processes, materials and methods used in the welding of major structures, pipelines and process plant, abington publishing, cambridge, 1992, pp. 56-58. [5] hong j.k., park j.h., park n.k., eom j.s., kim m.b., kang g.y.: microstructures and mechanical properties of inconel 718 welds by co2 laser welding, journal of materials processing technology, 2008, pp. 1132-1138. [6] gozlan e., bamberger m.s., dirnfeld f., prinz b., klodt j.: topologically close-packed precipitations and phase diagrams of ni-mo-cr and ni-mo-fe and of ni-mo-fe with constant additions of chromium, materials science and engineering a 141,85,1991. [7] durand-charne m.: the microstructure of superalloy, institut national polytechnique de grenoble, 1997, pp. 48-52. [8] yukawa n., hida m., imura t., kawamura m., mizuno y.: structure of chromium rich cr-ni, cr-fe, cr-co and cr-ni-fe alloy particles made by evaporation in argon, metallurgy transaction 3, 47,1972. [9] klein j.h., brooks c.r., stansbury e.e.: the establishment of long-range order in nicr using electron microscopy, physica status solidi 38, 831, 1970. [10] jędrusik a.: technologia cięcia, oczyszczania i spawania laserowego cienkich blach ze stopu inconel 718, rozprawa doktorska, prz, rzeszów, 2015. [11] opiekun z.: temperature influence of ceramic form on the structure of cobalt alloy mar-m509 castings, acta metallurgica sinica (english letters).24(1):23-33, 2011. [12] e-139-00.standard test methods conducting creep. creep-rupture, and stress-rupture test of metallic materials uzyskane rezultaty wskazują, że cienkie blachy ze stopu inconel 718 w stanie dostawy po badaniu wytrzymałości na rozciąganie charakteryzują się przełomami ciągliwymi z nieregularnymi o różnych rozmiarach kraterami, wewnątrz których zalegają fazy międzymetaliczne i węgliki. po obróbce cieplnej przełomy blach charakteryzują przełomy ciągliwe, gdzie dominują pęknięcia łupliwe i rozrywanie mostków międzywarstw (rys. 10b). rozciągane blachy ze złączami spawanymi wykonanymi metodą gtaw zrywają się przeważnie w obszarach swc i spoiny. przełomy obejmujące obszary swc mają przeważnie charakter międzykrystaliczny z niewielkim udziałem obszarów ciągliwych. pękanie próbek blach spawanych laserem przebiega w spoinach lub w materiale rodzimym. przełomy obejmujące spoinę mają charakter międzydendrytyczny ciągliwy z charakterystycznymi dołkami, wewnątrz których zalegają drobne fazy międzymetaliczne fazy i węgliki. miarą właściwości żarowytrzymałych cienkich blach ze stopu inconelu 718 w stanie dostawy, obrobionych cieplnie i spawanych metodą gtaw oraz laserem jest czas do zerwania przy przyjętych warunkach wysokotemperaturowego pełzania (tablica ii, rys. 6). uzyskane rezultaty w powiązaniu z wynikami badań mikrostruktury złączy spawanych przed i po obróbce cieplnej wskazują, że spawanie laserem pozwala uzyskać niemal 62% wzrost wartości czasu do zerwania próbek ze złączami spawanymi obrobionymi cieplnie w porównaniu do mr w stanie dostawy i ok. 80% wzrost wartości czasu do zerwania próbek ze złączami spawanymi wykonanymi laserem w porównaniu do próbek ze złączami spawanymi blach wykonanymi w stanie dostawy metodą gtaw. próbki blach spawane laserem w stanie dostawy i obrobione cieplnie zrywają się poza złączami spawanymi (rys. 4b i 5b). można zatem wnioskować, że złącza spawane wykonane laserem mają większą żarowytrzymałość niż materiał rodzimy. 201405_pspaw_5584.pdf 49przegląd spawalnictwa 5/2014 mikrostruktura i właściwości mechaniczne złącza spawanego stali 12hmf po długotrwałej eksploatacji microstructure and mechanical properties of welded  joint of 12hmf steel after long-term service dr hab. inż. grzegorz golański; dr hab. inż. jacek słania, prof. pcz; mgr inż. joanna jasak – politechnika częstochowska; dr inż. izabela pietryka – politechnika krakowska; mgr inż. paweł urbańczyk – udt, dąbrowa górnicza. autor korespondencyjny/corresponding author: grisza@wip.pcz.pl streszczenie w pracy przedstawiono wyniki badań mikrostruktury i właściwości mechanicznych złącza spawanego stali 12hmf. badany materiał pobrany został z rurociągu z obwodowym złączem spawanym po długotrwałej eksploatacji w temperaturze 490oc, ciśnieniu pary 8 mpa i czasie pracy 419 988 godzin. przeprowadzone badania wykazały, że materiał rodzimy (stal 12hmf) charakteryzuje się po eksploatacji typową dla tego gatunku stali mikrostrukturą ferrytyczno-bainityczną z dominującym udziałem ferrytu quasipoligonalnego. w spoinie obserwowano mikrostrukturę bainityczną z pojedynczymi ziarnami ferrytu, natomiast mikrostruktura strefy wpływu ciepła była zróżnicowana: od bainitycznej w pobliżu linii wtopienia do drobnoziarnistej ferrytyczno–banitycznej. badania właściwości mechanicznych wykazały, że materiał rodzimy i spoina charakteryzowały się bardzo niską udarnością kv. materiał rodzimy charakteryzował się również niższą od wymaganego minimum granicą plastyczności. przeprowadzone badania wskazują, że główną przyczyną degradacji mikrostruktury badanego złącza były: wydzielanie i koagulacja węglików m2c, powstawanie stref przygranicznych zubożonych w wydzielenia oraz segregacja fosforu do granic ziaren. słowa kluczowe: złącze spawane, mikrostruktura, wydzielenia węglików abstract the paper presents the results of research on the microstructure and mechanical properties of a welded joint after long-term service. the investigated material was taken from a pipeline with circumferential welded joint after 419 988 h of service at the temperature of 490oc and steam pressure of 8 mpa. performed research has shown that the native material (12hmf steel) after service is characterized by a typical microstructure for this grade of steel, i.e. ferritic-bainitic microstructure with dominant amount of quasipolygonal ferrite. in the weld, however, a bainitic microstructure with single grains of ferrite was observed. whilst the microstructure of the heat-affected zone was diverse: from the bainitic one near the line of fusion, to the fine-grained ferritic-bainitic one. the investigation of the properties has proved that the native material and the weld are characterized by very low impact strength kv. the native material was also characterized by the yield strength lower that the required minimum. performed tests also show that the main causes of degradation of the microstructure of the examined joint were: precipitation and coagulation of m2c carbides, formation of precipitate depleted zones near the boundaries and segregation of phosphorus to grain boundaries. keywords: welded joint, microstructure, precipitation of carbides grzegorz golański izabela pietryka jacek słania joanna jasak paweł urbańczyk 50 przegląd spawalnictwa 5/2014 wstęp niskostopowe stale crmov przeznaczone do pracy w temperaturze podwyższonej należały do podstawowych materiałów konstrukcyjnych stosowanych w budowie urządzeń energetycznych m.in. na rurociągi główne pary świeżej i pary wtórnie przegrzanej. długotrwała eksploatacja stali w podwyższonej temperaturze w warunkach pełzania przez szereg zmian zachodzących w mikrostrukturze prowadzi do jej degradacji przyczyniając się do obniżenia właściwości użytkowych, co w konsekwencji może skutkować zniszczeniem elementów czy też konstrukcji [1, 2]. stąd też niezmiernie ważnym zagadnieniem jest przeprowadzenie rzetelnych i kompleksowych badań diagnostycznych mających na celu ocenę stanu elementów konstrukcyjnych, tym bardziej że krajowy system elektroenergetyczny jest w znacznej mierze wyeksploatowany, a ponad 90% bloków energetycznych przekroczyła obliczeniowy czas pracy wynoszący nie tylko 100 000 h, ale również 200 000 h [3÷5]. badania diagnostyczne można prowadzić z wykorzystaniem metod nieniszczących lub/i niszczących na pobranych do badań reprezentatywnych wycinkach elementów urządzeń ciśnieniowych. uzyskane wyniki badań na danym etapie eksploatacji pozwalają na podstawie analizy obrazów mikrostruktury, morfologii wydzieleń oraz właściwości mechanicznych określić tzw. stopień wyczerpania materiału [3, 5]. niezbędnym w tym celu jest budowanie i poszerzanie bazy danych i charakterystyk materiałowych zarówno materiałów stosowanych w energetyce, jak i ich złączy po eksploatacji w warunkach pełzania. w artykule przestawiono wyniki badań mikrostruktury i właściwości mechanicznych obwodowego złącza spawanego po długotrwałej eksploatacji. materiał i metodyka badań materiałem do badań był wycinek rurociągu o wymiarach ø 323 x 32 mm z obwodowym złączem spawanym po długotrwałej eksploatacji w temperaturze 490oc, ciśnieniu pary 8 mpa i czasie pracy wynoszącym 419 988 h. wycinek został pobrany z rurociągu biegnącego od kolektora pary świeżej do stacji redukcyjnoschładzającej. skład chemiczny stali 12hmf (materiału rodzimego) zawarto w tablicy i. tablica. i. skład chemiczny materiału rodzimego (stali 12hmf), % wag. table i. chemical composition of parent material (12hmf steel), % wt. c mn si p s cr 0,13 0,58 0,29 0,012 0,017 1,09 ni mo v cu almet 0,08 0,27 0,20 0,14 0,021 obserwację i rejestrację obrazów mikrostruktury wykonano za pomocą mikroskopu świetlnego axiovert 25 (om) i skaningowego mikroskopu elektronowego jeol jsm 6610lv (sem), na konwencjonalnie przygotowanych zgładach metalograficznych trawionych nitalem. identyfikację wydzieleń przeprowadzono wykorzystując transmisyjny mikroskop elektronowy philips 301g za pomocą ekstrakcyjnych replik węglowych. badania właściwości mechanicznych obejmowały: pomiar twardości metodą vickersa wykorzystując twardościomierz future-tech fv-700, statyczną próbę rozciągania przeprowadzoną za pomocą maszyny wytrzymałościowej mts-810 oraz badanie udarności charpy’ego na standardowych próbkach z naciętym karbem typu „v”. wyniki badań właściwości mechanicznych odniesiono do wymagań zawartych w normie [6], natomiast dla próby udarności zastosowano kryterium 27 j. mikrostruktura i właściwości mechaniczne mikrostruktura materiału rodzimego była mikrostrukturą ferrytyczno–bainityczną z dominującym udziałem ferrytu quasipoligonalnego (rys. 1). oszacowany udział objętościowy poszczególnych składników mikrostruktury wynosił: ferryt quasipoligonalny – ok. 60%, ferryt poligonalny ok. 30%, bainit – ok. 10%. ferrytem quasipoligonalnym nazywamy ferryt z dużą ilością drobnodyspersyjnych węglików wydzielonych wewnątrz ziaren. ferryt ten przy powiększeniach mikroskopii świetlnej w mikrostrukturze widoczny jest jako ziarna o szarym zabarwieniu. ferryt quasipoligonalny w chwili powstawania ma skład chemiczny zbliżony do składu chemicznego austenitu, z którego powstaje. przesycenie węglem powoduje, że w czasie chłodzenia po procesie austenityzowania, a głównie po następnym odpuszczaniu wydzielają się liczne, drobnodyspersyjne węgliki. ferryt poligonalny na obrazie uzyskanym za pomocą mikroskopii świetlnej ma kolor jasny. w chwili powstania ferryt ma skład zbliżony do równowagowego, dlatego też nie zawiera węglików lub występują w nim pojedyncze wydzielenia [2]. określona za pomocą wzorców rysunkowych [7] wielkość ziarna ferrytu wynosiła 5, co odpowiada średniej średnicy ziarna wynoszącej 62,5 μm. rys. 1. mikrostruktura materiału rodzimego; stali 12hmf po długotrwałej eksploatacji: a) om; b) sem fig. 1. microstructure of parent material; 12hmf after long term service: a) om; b) sem 51przegląd spawalnictwa 5/2014 po granicach ziaren ferrytu obserwowano zarówno pojedyncze, jak również liczne wydzielenia tworzące miejscami tzw. „ciągła siatkę wydzieleń”. wydzielanie węglików po granicach ziaren utrudnia poślizg ziaren względem siebie, a tym samym przyczynia się do podwyższenia wytrzymałości materiału lecz kosztem obniżenia jego ciągliwości. cechą charakterystyczną obserwowaną w niskostopowych stalach po długotrwałej eksploatacji, w tym również w badanej stali, było występowanie w obszarach przygranicznych ziaren stref zubożonych w węgliki (rys. 2). według [2, 8] powstawanie tej strefy związane jest z procesami wydzielania i wzrostu węglików na granicach ziaren, a szerokość tej strefy uzależniona jest nie tylko od parametrów eksploatacji stali, ale również od jej składu chemicznego [8, 9]. rys. 2. zubożony w wydzielenia obszar przygraniczny ziarna ferrytu fig. 2. precipitate-free zone near ferrite grain boundary w stalach crmov w stanie wyjściowym (po obróbce cieplnej) można obserwować szereg węglików (m3c, m2c, m7c3, m23c6, mc) o różnej termodynamicznej stabilności, których rodzaj i ilość zależy od składu chemicznego (zawartości węgla i pierwiastków węglikotwórczych) oraz parametrów obróbki cieplnej [10÷12]. stabilność węglików w eksploatowanych niskostopowych stalach crmov jest bardzo wysoka. badacze stwierdzili występowanie wszystkich rodzajów węglików w eksploatowanych stalach, nawet po ponad 150 000 h pracy w temperaturze powyżej 500oc. po tak długim czasie eksploatacji obserwowano jednak zarówno wzbogacanie wydzielonych węglików w chrom i molibden jak i zmiany ich morfologii i udziału ilościowego. w czasie eksploatacji stali crmov następowało ponadto wydzielanie węglików m6c oraz złożonych kompleksów wydzieleń określanych mianem „h – carbide” [13÷15]. w badanej stali (materiale rodzimym) przeprowadzone identyfikacje wykazały występowanie po eksploatacji następujących wydzieleń: m3c, m2c, m7c3 i mc. wydzielenia typu m2c i mc ujawniono wewnątrz ziaren ferrytu quasipoligonalnego, węgliki m7c3 obserwowano głównie po granicach ziaren i w bainicie, również w bainicie obserwowano węgliki m3c. analiza składu chemicznego węglików wykazała, że wydzielenia po granicach ziaren były bogate w molibden oraz chrom. mikrostruktura strefy wpływu ciepła (swc) na przekroju była zróżnicowana w zależności od temperatury nagrzania obszaru swc i ma charakter od bainityczno–ferrytycznego w pobliżu linii wtopienia do drobnoziarnistej (wielkość ziarna według skali astm 9,5) mikrostruktury ferrytyczno–bainitycznej (rys. 3, 4). w obszarze swc obserwowano zaawansowane procesy wydzieleniowe objawiające się licznymi wydzieleniami występującymi zarówno po granicach ziaren ferrytu, jak również wewnątrz ziaren, co związane jest z samą istotą powstawania tego obszaru. w trakcie procesu spawania w wyniku oddziaływania cyklu cieplnego (cykli cieplnych) spawania znaczna część węglików w obszarze przegrzania przechodzi do roztworu stałego i w czasie wyżarzania po spawaniu następuje ich ponowne wydzielanie. w obszarze normalizacji, niepełnej normalizacji oraz rekrystalizacji zachodzi rozpuszczanie części wydzieleń oraz koagulacja pozostałych. obróbka cieplna po spawaniu potęguje proces koagulacji oraz powoduje wydzielanie nowych węglików. w spoinie obserwowano mikrostrukturę bainityczną z pojedynczymi ziarnami ferrytu. w mikrostrukturze obserwowano zarówno „iglastą”, jak i „pierzastą” postać bainitu. wskazuje, to na występowanie w mikrostrukturze co najmniej odpowiednio: bainitu dolnego (bądź martenzytu) oraz bainitu górnego. rys. 4. mikrostruktura spoiny po długotrwałej eksploatacji: a) om; b) sem fig. 4. microstructure of weld after long-term service: a) om; b) sem rys. 3. mikrostruktura swc po długotrwałej eksploatacji: a) om; b) sem fig. 3. microstructure of haz after long-term service: a) om; b) sem w obszarze złącza nie obserwowano zaawansowanych procesów degradacji mikrostruktury, co może wynikać z niskiej temperatury eksploatacji badanego elementu, zbliżonej do oszacowanej dla stali 12hmf 52 przegląd spawalnictwa 5/2014 temperatury granicznej wynoszącej ok. 480oc. badania mikroskopowe analizowanego obszaru złącza nie wykazały występowania w nim nieciągłości oraz mikropęknięć. badania właściwości mechanicznych wykazały, że materiał rodzimy charakteryzował się bardzo niską udarnością kv, która była ponad pięciokrotnie niższa od wymaganego minimum 27 j (tabl. ii) i temperaturą przejścia w stan kruchy kv27 na poziomie + 65oc. udarność swc zarówno od strony lica i od strony grani była do siebie zbliżona i wynosiła odpowiednio: 49 i 56 j. udarność kv spoiny wynosiła od strony lica 6 j, natomiast od strony grani 17 j. temperatura przejścia w stan kruchy dla materiału spoiny była znacząco przesunięta do wartości dodatnich temperatury i dla kryterium 27 j wynosiła: od strony lica: +177oc, a od strony grani +119oc. różnice w udarności i progu kruchości spoiny wynikać mogą z wielkości ziarna. badana spoina była spoiną wielościegową, co skutkowało rozdrobnieniem ziarna w obszarze grani. temperatura progu kruchości badanego złącza przesunięta do wartości dodatnich temperatury wskazuje na jego zdolność do odkształceń w temperaturze pokojowej. tablica ii. właściwości mechaniczne złącza spawanego table ii. mechanical properties of welded joint obszar złącza udarność rp0,2 mpa rm mpa a % z %j j/cm2 mr 5 6,25 254 528 33 45 swc 49* 56** 61,25* 70** – – – – spoina 6* 17** 7,50* 21,25** – 525 – – * – udarność określona dla próbki pobranej od strony lica ** – udarność określona dla próbki pobranej od strony grani spadek udarności i wzrost temperatury progu kruchości w długotrwale eksploatowanych niskostopowych stalach crmov, związany jest ze wzrostem ilości i wielkości węglików wydzielonych po granicach ziaren ferrytu, jak i granicach ziaren byłego austenitu. zależność pomiędzy wydzieleniami na granicach ziaren a wzrostem kruchości niskostopowych stali była dyskutowana m.in. w [8, 16], natomiast wg [17] kruchość stali crmov eksploatowanych poniżej temperatury 540oc nie jest związana z wydzieleniami po granicach ziaren. powyższe może wskazywać, że główną przyczyną wzrostu kruchości badanej stali była dyfuzja domieszek, głównie fosforu do granic ziaren i powierzchni międzyfazowych węglik/osnowa. fosfor jest jedną z najbardziej szkodliwych domieszek w niskostopowych stalach/staliwach eksploatowanych w energetyce. wzrost koncentracji fosforu w obszarach przygranicznych przyczynia się do obniżenia ich kohezji, co w konsekwencji prowadzi do spadku ciągliwości i wzrostu temperatury przejścia w stan kruchy. koncentracja fosforu na granicy ziarna jest tym wyższa im niższa temperatura eksploatacji i wyższa zawartość fosforu w stali [18÷20]. właściwości wytrzymałościowe badanej stali tj. umowna granica plastyczności rp0,2 oraz wytrzymałość na rozciąganie rm była odpowiednio: około 14% niższa od wymaganego minimum i spełniała wymagania zawarte w normie przedmiotowej dla materiału rury [6]. obniżenie właściwości wytrzymałościowych w niskostopowych stalach crmov wynika głównie ze stopniowego obniżania efektu umocnienia: roztworowego (ubożenie osnowy w atomy węgla i pierwiastków węglikotwórczych) i wydzieleniowego (proces koagulacji i przemiany węglików) [8, 9, 21]. właściwości plastyczne badanej stali (wydłużenie a i przewężenie z) wyznaczone w statycznej próbie rozciągania były na wysokim poziomie i spełniały minimalne wymagania zawarte w normie [6]. twardość materiału rodzimego wynosiła 174 hv30. wykonane pomiary twardości badanego złącza spawanego wykazały (rys. 5), że twardość spoiny od strony lica wynosiła ok. 237 hv10, natomiast od strony grani ok. 189 hv10. w strefie wpływu ciepła twardość w obszarze lica i grani wynosiły odpowiednio: ok. 186 i 166 hv10. zróżnicowana twardość złącza na przekroju wynika z faktu, że badane złącze było wielościegowe, co skutkowało odpuszczaniem nałożonych ściegów przez kolejne. wytrzymałość na rozciąganie złącza spawanego wynosiła 525 mpa, a zerwanie próbki nastąpiło w obszarze poza spoiną. rys. 5. rozkład twardości hv10 na przekroju badanego złącza spawanego fig. 5. distribution of hv10 hardness in the cross-section of welded joint 53przegląd spawalnictwa 5/2014 wnioski przeprowadzone badania mikrostruktury złącza wykazały, że charakteryzowało się ono typową dla tego gatunku stali po eksploatacji mikrostrukturą bez widocznych procesów jej degradacji. obserwowany zaawansowany stopień degradacji swc związany z procesami wydzieleniowymi wynikał głównie ze specyfiki powstania tego obszaru. uzyskane wyniki badań właściwości mechanicznych potwierdziły obserwowaną w czasie eksploatacji niskostopowych stali tendencję do szybszego obniżania udarności i granicy plastyczności (umownej granicy plastyczności) w porównaniu do innych właściwości mechanicznych. za główna przyczynę obniżenia powyższych właściwości należy uznać: powstawanie przygranicznych stref zubożonych w wydzielenia oraz zapewne segregację fosforu do granic ziaren. literatura [1] a. zieliński, j. dobrzański, m. dziuba-kałuża: structure of welded joints of 14mov6-3 and 13crmo4-5 steel elements after design work time under creep conditions, archiv. mater. sc. eng., 61/2, 2013, 69÷76 [2] s. stachura: zmiany struktury i właściwości mechanicznych w stalach i staliwach eksploatowanych w podwyższonych temperaturach, energetyka, 2, 1999, 109÷115 [3] a. zieliński, j. dobrzański: ocena stanu i przydatności do dalszej pracy materiału rurociągów parowych eksploatowanych powyżej obliczeniowego czasu pracy, prace imż, 3, 2013, s. 42÷55 [4] a. jasiński: wydłużona eksploatacja krajowych bloków energetycznych – szanse i zagrożenia, energetyka, 3, 2013, 551÷556 [5] j. dobrzański, a. zieliński, h. paszkowska: wyznaczanie trwałości resztkowej i czasu dalszej bezpiecznej pracy na przykładzie materiału rodzimego i złącza spawanego, prace imż, 1, 2009, 9÷25 [6] pn-75/h-84024 stal do pracy przy podwyższonych temperaturach. gatunki [7] pn-en iso 643:2012 stal. mikrograficzne określanie wielkości ziarna. [8] a. joarder, d. s. sarma, n. s. cheruvu: effect of long – term service exposure on microstructure and mechanical properties of a crmov steam turbine rotor steel, metall. trans., 22a, 1991, 1811÷1820 [9] n.s. cheruvu: degradation of mechanical properties of crmo-v and 2.25cr-1mo steel components after long-term service at elevated temperatures, metall. trans., 20a, 1989, 87÷97 [10] j. janovec, m. svoboda, a. kroupa, a. vyrostkova: thermal-induced evolution of secondary phases in cr–mo–v low alloy steels, j. mater. sci., 41, 2006, 3425÷3433 [11] a. vyrostkova, a. kroupa, j. janovec, m. svoboda: carbide reactions and phase equilibria in low alloy cr-mo-v steels tempered at 773-993k. part i: experimental measurements, acta mater., 46, 1, 1998, 31÷58 [12] r.d. fu, t.s. wang, w.h. zhou, w.h. zhangc, f.c. zhang: characterization of precipitates in a 2.25cr–1mo–0.25v steel for large-scale cast-forged products, mater. character., 58, 2007, 968÷973 [13] g. d. pigrova: effect of long – term operation on carbide phases in cr–mo–v steels, metal sc. heat treat., 45, 3-4, 2003, 84÷87 [14] b. a. senior: a critical review of precipitation behavior in 1cr– mo–v rotor steels, mater. sc. eng. a, 103, 1988, 263÷271 [15] g. golański, p. wieczorek: precipitation of carbides in crmo-v cast steel after service and regenerative heat treatment, arch. found. eng., 9, 1, 2009, 97÷102 [16] r. m. horn, r.o. ritchie: mechanism of tempered martensite embrittlement in low alloy steels, metall. trans. a, 9a, 1978, 1039÷1053 [17] z. qu, k. h. kuo: embrittlement of 2¼ crmov steel bolts after long exposure at 540°c, metall. trans., 12a, 1981, 1333÷1337 [18] m. a. islam, m. novovic, p. bowen, j.f. knott: effect of phosphorus segregation on fracture properties of 2.25cr-1mo pressure vessel steel, j. mater. eng. perform., 12 (3), 2003, 244÷248 [19] s. stachura. z. stradomski, g. golański: fosfor w stopach żelaza, hutnik – wiadomości hutnicze, 5, 2001, 184÷193 [20] h. erhart, h. j. grabke: equilibrium segregation of phosphorus at grain boundaries of fe-p, fe-c-p, fe-cr-p and fe-crc-p alloys, metal sc., 15, 1981, 401÷408 [21] a. zieliński, j. dobrzański, h. krztoń: structural changes in low alloy cast steel cr-mo-v after long time creep service, j. achiev. mater. manuf. eng., 25/ 1, 2007, 33÷36 201204_pspaw.pdf 29przegląd spawalnictwa 4/2012 andrzej nieroba krokodyl 814 w produkcji wież wiatrowych crocodile 814 in the wind towers manufacturing mgr inż. andrzej nieroba – cloos polska. streszczenie w artykule przedstawiono unikatową technologię oraz urządzenia do montażu i spawania słupów wież wiatrowych. na przykładzie kompleksowej zautomatyzowanej linii produkcyjnej, w której centrum znajduje się urządzenie krokodyl 814, omówiono szczegółowo budowę i sposób działania tej aplikacji oraz liczne zalety i korzyści płynące z jej stosowania. abstract in following text author presents unique technology and equipment for mounting and welding wind towers. based on example of complex automated production line, where machine called crocodile 814 plays a major role, author describes in details construction and functionality of this application, showing advantages of this techno logy. wstęp początek xxi w. zaowocował m.in. łatwo dostrzegalną zmianą naszego krajobrazu, gdzie coraz częściej widać piękne, wyniosłe i monumentalne elektrownie wiatrowe, ulokowane zarówno na lądzie, jak i na morzu. ten widok pozostanie pewnie już na stałe, ponieważ we współczesnym świecie jest potrzebna zmiana sposobu wytwarzania energii elektrycznej z paliw kopalnych na energię ze źródeł odnawialnych. w większości obecnie budowanych elektrowni wiatrowych jako konstrukcję do zamocowania generatora i łopat wykorzystuje się stalową rurę o stożkowym kształcie, ze średnicą rosnącą ku podstawie, zwaną powszechnie wieżą wiatrową. takie rozwiązanie konstrukcyjne gwarantuje dużą wytrzymałość, oszczędność materiału oraz możliwość automatyzacji procesu prefabrykacji segmentów rur w fabryce. temu ostatniemu zagadnieniu poświęcone jest niniejsze opracowanie. słupy wież wiatrowych proces wytwarzania wież wiatrowych składa się z następujących operacji: formatowanie blach i przygotowanie ich krawędzi do spawania, zwijanie blach w kręgi zwane cargami, spawanie wzdłużne blach, składanie ze sobą kolejnych zwijek, ich montaż oraz spawanie obwodowe, wykonanie kołnierzy i wspawanie ich do skrajnych carg sekcji wieży, czyszczenie, malowanie i zabezpieczenie antykorozyjne. chociaż każdy z tych etapów jest istotny dla całego przedsięwzięcia i wymaga należytego wykonania, to najistotniejsza jest operacja składania i montażu carg ze sobą, gdyż od właściwego wykonania tego zadania zależy zachowanie osiowości i poprawności kształtu nie tylko poszczególnych sekcji, ale i całej wieży. bez odpowiednich narzędzi, oprzyrządowania czy systemu montażu składanie ze sobą carg jest zadaniem niesłychanie uciążliwym i wymagającym zaangażowania dużej liczby pracowników. warto podkreślić, że mamy do czynienia z cargami o średnicach nawet do 6 m, wykonanych z blachy o grubości dochodzącej do 100 mm. masa pojedynczej zwijki wynosi ok. kilkanaście ton. manewrowanie takim elementem jest bardzo trudne, a dwie sąsiednie cargi trzeba ze sobą zestawić ich powierzchniami czołowymi z dużą dokładnością. w tym etapie produkcji słupów wież wiatrowych bardzo pomocne, czy wręcz niezastąpione jest urządzenie o handlowej nazwie krokodyl 814. krokodyl jest opatentowanym urządzeniem niemieckiej firmy deuma. jest on znany na rynku od blisko 50 lat. pierwsze wdrożenia krokodyla miały miejsce głównie w produkcji korpusów łodzi podwodnych (okres wyścigu zbrojeń), a kolejne lata to czas ciągłej modernizacji. obecny kierunek rozwoju urządzenia 30 przegląd spawalnictwa 4/2012 krokodyl 814 oraz liczne jego wdrożenia są efektem systematycznego rozwoju energetyki wiatrowej, a co za tym idzie – poszukiwania przez producentów wież wiatrowych wydajnych systemów produkcyjnych. niewątpliwie jednym z nich jest linia montażowa spawalnicza krokodyl 814 postrzegana jako najlepsze rozwiązanie dla tego rodzaju produkcji. budowa krokodyla w ogólnym zarysie, jak przedstawiono na rysunku 1, krokodyl zbudowany jest z połączonych ze sobą dwóch strzemion, wskutek czego budową przypomina spłaszczoną literę c. taki kształt krokodyla jest konieczny, aby po wprowadzeniu go między rolki obrotnika, na którym leży zwijka, mógł objąć ją na całej szerokości między swoje strzemiona. na końcu górnego i dolnego strzemienia, od otwartej strony urządzenia, rozmieszczone są elementy systemu centrowania. całość jest posadowiona na wózku umożliwiającym przemieszczanie się krokodyla po szynach ze znaczną prędkością i dużą siłą. strzemiona z wózkiem są połączone w sposób ruchomy, w płaszczyźnie pionowej, poprzez przegub i parę siłowników hydraulicznych umieszczonych od czoła urządzenia. na górnym strzemieniu jest zabudowana głowica spawalnicza oraz pulpit operatorski. w tylnej części znajdują się silniki, pompy układu hydraulicznego, zasilacze spawalnicze, zasobniki topnika, szpule drutu itp. wzdłuż górnego strzemienia jest ulokowany podest dla operatora. wspomniany obrotnik jest integralną częścią urządzenia, ma prześwit między rolkami o wielkości dopasowanej do dolnego strzemienia krokodyla. obrotnik dysponuje dwoma niezależnymi napędami rolkowymi potrzebnymi do swobodnego obracania jedną i drugą cargą w dowolną stronę. obrotnik ten jest również wyposażony w ruchome rolki i podpory, dzięki którym jest możliwe przemieszczanie cargi w różnych kierunkach. całość kinematycznego układu krokodyla wraz z obrotnikiem gwarantuje bardzo szybkie i pewne wzajemne ułożenie montowanych carg, tak aby była zachowana ich osiowość i dokładność styku ich krawędzi na całym obwodzie. główne podzespoły systemu mocowania i centrowania carg, przedstawione na rysunku 2, to: 1 i 2 – dolne i górne strzemiona krokodyla; 3 – platforma serwisowa; 4 – pryzma podporowa; 5 – siłownik hydrauliczny; 6 – wózek; 7, 8 i 9 – elementy dociskowe; 10 – docisk osiowy; 11 – ruchoma podpora. opis działania najistotniejszą cechą charakterystyczną krokodyla jest system montażu carg schematycznie przedstawiony na rysunku 3. przebieg procesu składania i montażu carg wygląda następująco. pierwszą czynnością po założeniu carg na rolki obrotnika (przy wycofanym krokodylu) i uprzednim dostosowaniu rozstawu rolek do średnicy zwijki, jest wyszukanie takiego wzajemnego położenia carg, aby ich spoiny wzdłużne się mijały, a ewentualne odchyłki wymiaru średnic były rys. 1. urządzenie krokodyl 814 fig. 1. krokodyl 814 installation rys. 2. elementy systemu centrowania fig. 2. elements of the alignment system rys. 3. schemat budowy sekcji wieży wiatrowej fig. 3. scheme of the wind tower sections 31przegląd spawalnictwa 4/2012 rozłożone równomiernie na całym obwodzie. w tej pozycji zachowywany jest kilkucentymetrowy odstęp między cargami. następnie krokodyl przejeżdża po torowisku w kierunku wykonywanego styku i nasuwa się na ostatnią zwijkę, obejmując całą jej szerokość w przestrzeń między strzemionami. w kolejnym kroku krokodyl zaciska pierwszą parę siłowników hydraulicznych na przedostatniej zwijce, dzięki czemu zostaje ona (lub większy fragment sekcji) unieruchomiona. dalej krokodyl wraz z ruchomą częścią obrotnika dosuwa ostatnią cargę do poprzedniej, dociskając ją z dużą siłą. następnie zostaje zamknięta druga para siłowników systemu centrowania, przy jednoczesnym uniesieniu końca ostatniej cargi w celu zapobieżenia powstawaniu szczeliny w górnej części styku obwodowego. w razie potrzeby w tej części operacji można manewrować ostatnią cargą w różnych kierunkach, tak aby zapewnić dokładny styk łączonych krawędzi carg, a tym samym osiowość całej sekcji wieży wiatrowej. następnie wykonywana jest pierwsza spoina sczepna w dolnej części pomiędzy pierwszą a drugą parą siłowników. po otwarciu zacisków i obrocie całości o 180o jest wykonywana kolejna spoina sczepna i w analogiczny sposób pozostałe. tak przygotowany styk jest gotowy do pospawania od wewnętrznej strony głowicą umieszczoną na końcu górnego strzemienia krokodyla. spawanie odbywa się w pozycji podolnej przy nieruchomej głowicy spawalniczej, a ruch roboczy jest realizowany przez obrotnik rolkowy. ostatnią czynnością jest przepchnięcie całości sekcji do przodu o szerokość jednej zwijki. operacji tej dokonuje krokodyl w ten sposób, że wycofuje się do początku sekcji, zaciska parę siłowników na krawędzi ostatniej cargi, podnosi sekcję lekko do góry i w ruchu powrotnym przesuwa całość do przodu, robiąc tym samym miejsce do położenia kolejnej zwijki. ważną rolę odgrywają obrotniki pomocnicze, które przed rozpoczęciem procesu są umieszczone jeden za drugim w pobliżu obrotnika głównego, aby w miarę jak sekcja rośnie o kolejne cargi, podpierać jej koniec oraz część środkową. podczas całego procesu montażu i spawania sekcji suwnica jest potrzebna tylko do załadunku zwijek na obrotnik główny krokodyla. do wykonywania drzwi serwisowych w dolnej części największej sekcji wieży wiatrowej lub włazów w korpusach łodzi podwodnych można skorzystać z gotowej, zrobotyzowanej aplikacji firmy cloos. robot qirox, pracując naprzemiennie palnikiem plazmowym i mag, umożliwi precyzyjne wycięcie odpowiedniego otworu oraz wspawanie w to miejsce ościeży drzwi lub włazu. powyższy opis ujmuje schematycznie sposób działania krokodyla. w rzeczywistości poszczególne operacje są bardziej skomplikowane, gdyż współdziałają ze sobą w odpowiednich sekwencjach elementy układu kinematycznego krokodyla i jego obrotników. w tym opracowaniu nie sposób opisać wszystkich najmniejszych kroków i czynności, tym bardziej że niektóre z nich stanowią tajemnicę producenta. krokodyl – główny element linii głównym obszarem zastosowań urządzenia krokodyl 814, jak wynika z jego budowy, jest produkcja wielkogabarytowych elementów o przekroju kołowym, budowanych z carg, czyli tam gdzie jest konieczność wykonywania spoin obwodowych. kształt elementu może być cylindryczny lub stożkowy, jak w przypadku wież wiatrowych. urządzenie to umożliwia również montaż i spawanie kołnierzy oraz wewnętrznych usztywnień np. przy produkcji korpusów łodzi podwodnych. poza szerokością cargi, która praktycznie wynika z hutniczych formatów blach, jedyną wielkością gabarytową ograniczającą stosowalność tego urządzenia jest minimalna średnica detalu wynosząca 2000 mm. średnica maksymalna, grubość ścianki, długość spawanego detalu i jego masa są właściwie nieograniczone, zależą tylko od możliwości transportowych danego detalu. dobra koniunktura w sektorze energetyki wiatrowej spowodowała dynamiczny rozwój urządzenia krokodyl 814. obecnie nie jest on już tylko samodzielnym stanowiskiem montażowym spawalniczym. w większości wdrożeń, w tym u takich potentatów jak np. firma sif holand, jest on centralnym i najważniejszym komponentem całościowej, zautomatyzowanej spawalniczej linii montażowyej. producent oferuje swoim klientom optymalne rozwiązanie całości procesu wytwarzania słupów wież wiatrowych. podobnie jak krokodyl pozostałe stanowiska wchodzące w skład linii produkcyjnej wyróżniają się innowacyjnością i zapewniają prowadzenie procesu z maksymalną wydajnością przy zaangażowaniu minimalnej liczby pracowników. na rysunku 4 przedstawiono schemat organizacyjny kompletnej zautomatyzowanej linii montażowej, której głównym elementem jest krokodyl 814. ta kompaktowa linia jest przewidziana do średnioseryjnej produkcji, a jej niewielkie wymiary zabudowy na hali produkcyjnej wskazują na kolejny aspekt przemawiający na korzyść omawianego rozwiązania. dla większych potrzeb produkcyjnych bez trudu, ze względu na pełną skalowalność, można zaprojektować dwa lub cztery równoległe ciągi technologiczne krokodyl 814. w takim przypadku wskazane będzie ulokowanie całości w długiej prostokątnej hali, tak aby suwnice rys. 4. schemat organizacyjny linii produkcyjnej wież wiatrowych fig. 4. organizational chart of the wind towers production line 32 przegląd spawalnictwa 4/2012 umieszczone na jednym torowisku obsługiwały wszystkie etapy produkcji. dodatkowym atutem będzie możliwość wykorzystania słupowysięgników, przeznaczonych do spawania zewnętrznych warstw spoin obwodowych, do dwóch sąsiadujących ciągów krokodyla. od właściwego zaprojektowania linii produkcyjnej krokodyl 814 będzie zależała wydajność, pracochłonność, a więc i końcowy, jednostkowy koszt wytwarzania. podstawowym kryterium pod tym względem jest oczywiście asortyment produkcji. to od niego zależy liczba potrzebnych ciągów krokodyla 814, liczba walcarek, słupowysięgników, kabin śrutowniczych i malarskich oraz innych urządzeń pomocniczych. istotnym czynnikiem będzie również wybór odpowiedniej techniki spawalniczej oraz proces jej realizacji. tradycyjną technologią jest spawanie łukiem krytym, w odmianie wielodrutowej (układ tandem bądź twin). przy wyborze tej metody spawania, w celu zwiększenia wydajności, wskazane jest przygotowywanie złączy obwodowych na niesymetryczne „x” z mniejszą liczbą ściegów po stronie wewnętrznej cargi. takie rozwiązanie umożliwi równoczesne wykonywanie jednego ściegu wewnątrz, przez głowicę umieszczoną na krokodylu, oraz kilku (dwóch, trzech) ściegów zewnętrznych za pomocą słupowysięgników. parametry spawania muszą być wtedy bardzo ściśle dopasowane, już na etapie projektu, do jednej wspólnej prędkości obwodowej. ze względu na duże grubości łączonych blach i sposób przygotowania krawędzi właściwych dla łuku krytego, dobrym rozwiązaniem byłoby zastosowanie metody spawania hybrydowego laser/mag, przynajmniej wewnętrznej części łącza. zaletą tej metody jest możliwość pełnego przetopienia materiału o znacznej grubości, a więc gotowe złącze można uzyskać przy jednym przejściu, a nie przy kilkunastu tak jak w metodzie saw. kolejne oszczędności wynikają z braku konieczności ukosowania brzegów spawanych krawędzi. również kształt spawanego elementu jest korzystny dla technologii spawania laserowego, gdyż rura ogranicza możliwość emisji promieniowania światła laserowego, tak że wystarczy osłonić przednią i tylną część sekcji i spawanie będzie się odbywać w zamkniętej komorze. większą wydajność procesu można uzyskać przez zastosowanie wielopalnikowej głowicy spawalniczej z równomiernie rozmieszczonymi palnikami, wraz z wykorzystaniem jednej z wysokowydajnych odmian metody spawania mag (np. tandem lub rapidweld firmy cloos). liczba użytych palników będzie determinowała krotność skrócenia czasu wykonania jednego pełnego ściegu spoiny obwodowej. taką głowicę można zamontować na krokodylu i za jej pomocą wykonywać wewnętrzną część spoiny. również i przy takim rozwiązaniu zamknięty kształt rury, jaką jest słup wieży wiatrowej, osłoni światło łuku spawalniczego. podsumowanie nie przypadkiem wskazane sąsiadujące ze sobą firmy deuma i cloos (miasta netphen i haiger) stały się liderami w swoich branżach. deuma w dziedzinie mechanizacji procesów produkcyjnych oraz cloos w zrobotyzowanych aplikacjach spawalniczych. długoletnia współpraca, wymiana doświadczeń oraz fakt, że ich produkty się doskonale uzupełniają, stworzyły wspaniały tandem mogący zaoferować klientom najlepsze rozwiązania automatyzacji i mechanizacji procesów spawania wielkogabarytowych komponentów. czy to w wielkoseryjnej produkcji słupów wież wiatrowych, czy w jednostkowym procesie budowy korpusów łodzi podwodnych, opisywane urządzenie krokodyl 814 gwarantuje prowadzenie montażu i spawania obwodowego carg z najwyższą dokładnością przy najkrótszym czasie potrzebnym do tego zadania. wart podkreślenia jest fakt, niespotykany w żadnej innej produkcji detali o podobnych gabarytach, że krokodyla obsługuje tylko jeden pracownik, wykonując wszystkie wyżej opisane czynności montażu i wewnętrznego spawania carg. kompleksowa zautomatyzowana spawalnicza linia montażowa, w której centrum znajduje się urządzenie krokodyl 814, jest najlepszym rozwiązaniem dla producentów konstrukcji takich jak słupy wież wiatrowych. w następnym numerze w następnym numerze opublikowane zostaną artykuły prezentowane na xviii konferencji spawalniczej „spawanie w energetyce” w jarnołtówku. artykuł został opublikowany również w numerze 08/2011 przeglądu spawalnictwa. ps 1 2016 www.pdf 41przegląd spawalnictwa vol. 88  1/2016 zrobotyzowane spawanie hybrydowe plazma+mag stali s700 mc robotic hybrid plasma+mag welding of s700 mc steel mgr inż. jacek szulc – supraelco, dr hab. inż. tomasz chmielewski, prof. pw – politechnika warszawska, mgr inż. zbigniew pilat – przemysłowy instytut automatyki i pomiarów. autor korespondencyjny/corresponding author: jacek.szulc@supraelco.waw.pl streszczenie w artykule opisano zrobotyzowane stanowisko hybrydowe plazma+mag. przedstawiono wstępne wyniki badań złączy spawanych stali obrabianej termomechanicznie o wysokiej granicy plastyczności s700 mc o grubości 10 mm z materiałem dodatkowym. przeprowadzono badania nieniszczące złączy świadczące o poziomie jakość złącza b wg iso 12932. wykonano badania metalograficzne, opisano mikrostrukturę złączy oraz scharakteryzowano twardość w charakterystycznych obszarach złączy. zmierzono twardość w strefie wpływu ciepła złączy wykonanych z różną energią liniową spawania. słowa kluczowe: spawanie hybrydowe, s700 mc, stal o wysokiej granicy plastyczności abstract the article presents the robotic hybrid plasma+mag welding system. the single pass butt weld 10 mm thickness joints of steel s700 mc with filler material has been welded. preliminary results of joints properties has been presented. mettalographic studies were describe microstructure of the welded joints and its hardness in specific areas. it was measured hardness in the heat affected zone of the joints obtained of different heat input welding. keywords: hybrid welding, s700 mc, high strength steel wstęp w obrębie technologii materiałowych ma miejsce ciągły rozwój polegający na wprowadzaniu nowych rozwiązań oraz ulepszaniu już istniejących. generalnie dąży się do zwiększenia wydajności produkcji z jednoczesnym zmniejszeniem kosztów wytwarzania. coraz częściej podczas łączenia metali i ich stopów zastosowanie znajdują procesy spawania będące efektem łączenia kilku metod obróbki [1,2], które umożliwiają uzyskanie wysokiej jakości złączy spawanych przy zapewnieniu wysokiej efektywności procesu łączenia oraz obniżeniu nakładu pracy. kompozycja metod ukierunkowana jest na wykorzystanie pozytywnych indywidualnych cech obu metod z jednoczesnym eliminowaniem ich ograniczeń w hybrydzie. ten kierunek rozwoju doprowadził do udoskonalania istniejących już metod spawania, czego rezultatem było wypromowanie pod koniec xx wieku idei spawania hybrydowego. spawanie hybrydowe jest połączeniem dwóch różnych spawalniczych źródeł ciepła, w tym przypadku swobodnie jarzącego się łuku elektrycznego w metodzie mag oraz wysoce zjonizowanej plazmy. plazma kojarzona jest w wysoką wydajnością stapiania [3] lecz wymaga precyzyjnego przygotowania brzegów podczas spawania z kanałem parowym. zastosowanie kombinacji tych metod spawania umożliwiło wykorzystanie ich zalet w jednym procesie spawania. w efekcie uzyskano wysoką koncentrację ciepła w miejscu łączonych elementów, z charakterystyczną dla mag stosunkowo szeroką tolerancją przygotowania brzegów jacek szulc, tomasz chmielewski, zbigniew pilat do spawania [4÷7], co pozwoliło na wykonywanie spoin o stosunkowo niedużej szerokości oraz dużej głębokości wtopienia. aby w pełni wykorzystać wysoką wydajność spawania nowej metody niezbędnym jest zastosowanie zrobotyzowanego, szybkiego manipulowania hybrydowym plazmotronem. obserwowany jest efekt synergicznego oddziaływania dwóch źródeł ciepła, procesy wzajemnie się stabilizują, umożliwiając uzyskanie większej prędkości spawania niż dla klasycznego procesu spawania plazmowego. uzyskuje się znaczne zwiększenie wydajności procesu spawania (mierzonej masą powstającego stopiwa w czasie), nie tylko poprzez zwiększenie prędkości spawania, ale także poprzez brak lub znaczne ograniczenie ukosowania krawędzi łączonych blach i zmniejszenie odkształceń w spawanych elementach (skrócenie czasu na prostowanie konstrukcji). proces spawania hybrydowego może być szczególnie przydatny w wielkogabarytowej produkcji przemysłowej ze względu na stosunkowo wysoką (w odniesieniu do spawania laserowego) tolerancję w przygotowaniu elementów do spawania, możliwość łączenia blach w jednym przejściu oraz wymaganą niższą dokładność we wzajemnym ustalaniu pozycji łączonych blach. materiał rodzimy stal s700 mc w ostatnich latach obserwuje się wzrost udziału w rynku konstrukcji spawanych wykonanych ze stali o podwyższonej 42 przegląd spawalnictwa vol. 88 1/2016 i wysokiej granicy plastyczności. wymagania jakościowe stawiane w takich gałęziach przemysłu, jak: stoczniowy, budowy dróg i mostów, hydroenergetyki i energetyki jądrowej, konstrukcji platform wiertniczych, rurociągów oraz maszyn budowlanych sprawiły, że opracowano i wdrożono nowe technologie w dziedzinie metalurgii stali oraz obróbki plastycznej i cieplnej umożliwiające uzyskanie finalnych wyrobów w postaci blach i rur o wysokiej wytrzymałości bez obniżenia ich właściwości plastycznych. od kilku lat z powodzeniem opracowywane są procesy spawania stali obrabianych termomechanicznie, których re jest na poziomie 700 mpa i więcej [8÷11]. zastosowanie w konstrukcjach spawanych stali obrabianych termomechanicznie o wysokiej granicy plastyczności i stosunkowo niskim równoważniku węgla umożliwia znaczne ograniczenie czasu wykonywania prac spawalniczych przez obniżenie temperatury podgrzania wstępnego lub nawet całkowitą rezygnację z tego zabiegu, zmniejszenie przekroju elementów konstrukcyjnych, dzięki czemu konstrukcje spawane o porównywalnej (z materiałami konwencjonalnymi) nośności mogą charakteryzować się niższą masą. przydatność stali obrabianych termomechanicznie do wytwarzania konstrukcji spawanych bardzo często zależy od czynników, które do tej pory były uwzględniane w niewielkim stopniu przy ocenie ich spawalności. istotnym problemem w tej grupie stali jest wpływ mikrododatków stopowych (niobu, wanadu) na spawalność i właściwości połączeń spawanych. rola mikrododatków w tym przypadku sprowadza się do wytworzenia, w czasie kontrolowanego walcowania, odpowiedniej dyspersji wydzieleń węglików, azotków i węglikoazotków niobu i wanadu podwyższających ich właściwości wytrzymałościowe przez umocnienie wydzieleniowe i ograniczenie wielkości ziarna. rozdrobnienie ziarna sprzyja również zachowaniu dobrych właściwości plastycznych stali. badania spawalności ujawniły, że trudności podczas spawania stali obrabianych termomechanicznie dotyczą w większym stopniu właściwości spoin, a w mniejszym stopniu właściwości swc. czynnikiem mogącym mieć wpływ na właściwości spoin stali obrabianych termomechanicznie są niekontrolowane procesy wydzieleniowe faz międzymetalicznych mx (drobnodyspersyjne wydzielenia węglików/węglikoazotków nb (c, n), v (c, n) i innych), które w znacznym stopniu mogą obniżać właściwości plastyczne spoin i odporność na pękanie [11÷14]. warto również zwrócić uwagę na niekorzystny wpływ azotu, który odpowiada za procesy starzenia. sam materiał rodzimy zawiera wystarczającą ilość aktywnego w stosunku do azotu tytanu i aluminium, które tworzą trwałe i mało rozpuszczalne w austenicie wydzielenia tin i aln. stale konstrukcyjne walcowane termomechanicznie są uznawane za dobrze spawalne ze względu na wysoką czystość metalurgiczną oraz niski równoważnik węgla ce [12÷14]. spotykane w literaturze zalecenia odnośnie spawania stali obrabianych termomechanicznie dotyczą materiału dodatkowego do spawania, ograniczenia wodoru w spoinie dzięki stosowaniu procesów niskowodorowych oraz ograniczenia temperatury podgrzania wstępnego, która powinna być o 50÷80 °c niższa niż w przypadku stali normalizowanych oraz ulepszanych cieplnie i nie powinna przekraczać 100 °c. uzyskanie spoin o właściwościach zbliżonych do właściwości tych gatunków stali (rm, kv) wymaga zastosowania spoiw o wyższej niż w materiale rodzimym zawartości składników stopowych, co wiąże się z podwyższeniem równoważnika węgla oraz możliwością pogorszenia spawalności wskutek niekontrolowanych procesów wydzieleniowych w obszarze spoiny. w konsekwencji w przypadku złączy spawanych stali obrabianych termomechanicznie uzyskuje się spoiny niejednorodne pod względem struktury i składu chemicznego (równoważnik węgla). skład chemiczny spoiny i wartość równoważnika węgla jest więc wypadkową stopnia wymieszania materiału spawanego i zastosowanego spoiwa [8]. w relacjonowanej w niniejszym artykule pracy poddano badaniom złącza ze stali s700 mc o grubości 10 mm spawane jednościegowo metodą hybrydową plazma+mag w pozycji podolnej z zastosowaniem materiału dodatkowego g 69 6 m21 mn4ni1,5crmo wg en-iso 16834. skład chemiczny i właściwości stali s700mc przedstawia tablica i. proces spawania złącza spawane zostały wykonane na zrobotyzowanym stanowisku w przemysłowym instytucie automatyki i pomiarów piap w warszawie, w którego skład wchodzą następujące elementy: 1. robot przemysłowy kuka kr 16-2f. 2. zestaw spawalniczy mig/mag z dwoma źródłami tps 9000 (fronius), możliwość spawania z natężeniem prądu do 800a. 3. plazmotron hybrydowy „plazma-mig/mag” super heavy-duty super-mig® (plt). 4. system sensoryczny th6d ( scansonic) umożliwiający określenie położenia złącza spawanego przed spawaniem (off-line) oraz śledzenie spoiny i korekcję on-line trajektorii ruchu robota podczas spawania. 5. ogrodzenie modułowe. 6. układ sterowania stanowiska. 7. stół spawalniczy o blacie 50x800x1200 mm i wysokości 850-900 mm. 8. system wentylacyjny – urządzenie wentylacyjno-odciągowe kemper. zastosowany robot przemysłowy kr 16-2f firmy kuka jest to wersja przystosowana do pracy w warunkach podwyższonej temperatury. system hybrydowy plazma+mag, model super heavy-duty super-mig® firmy plt, scharakteryzowane stężenie pierwiastków, % c max. si max. mn max. p max. s max. alcalk min. nb max*. v max. ti max. b max. mo max. ce** max. 0,12 0,60 2,10 0,008 0,015 0,015 0,09 0,20 0,22 0,005 0,50 0,61 własności mechaniczne wytrzymałość na rozciąganie rm, mpa granica plastyczności re, mpa wydłużenie a5, % udarność, j/mc2 (-20 °c) 822 768 19 135 *suma zawartości nb, v i ti powinna wynosić max. 0,22%, ** ce równoważnik węgla. tablica i. skład chemiczny i właściwości mechaniczne stali walcowanej termomechanicznie s700mc wg pn en 10149-2 table i. the chemical composition of s700mc steel after thermomechanical treatment according to pn en 10149-2 43przegląd spawalnictwa vol. 88  1/2016 w publikacji [15]. hybrydowa głowica spawalnicza zamocowana została na kiści robota, złącza wykonywano w pozycji podolnej na chłodzonej wodą podkładce miedzianej. na rysunku 1 pokazano widok stanowiska podczas prób technologicznych w firmie teleskop w kostrzyniu nad odrą. w tabeli ii. zestawiono różne stosowane konfiguracje parametrów spawania oznaczone kolejno symbolami od c1 do c5 różniące się głównie poziomem energii liniowej spawania. parametr ten jest kluczowym w kwestii degradacji właściwości materiału podstawowego w swc. brzegi spawanych blach ukosowano na 15° z progiem wysokości 6 mm. rys. 1. widok zrobotyzowanego stanowiska hybrydowego plazma+mag, podczas prób technologicznych w firmie teleskop fig. 1. view of hybride robotic station plasma+mag during technology test in company teleskop oznaczenie złącza napięcie łuku plazmowego [v] odległość dyszy plazmowej [mm] średnica dyszy plazmowej [mm] natężenie prądu łuku plazmowego, [a] natężenie przepływu gazu plazmowego [l/min] prędkość spawania [m/min c1 30 5 4 350 3,5 0,55 c2 30 5 4 350 3,5 0,75 c3 30 5 4 350 3,5 0,75 c4 30 5 4 350 3,5 0,95 c5 30 5 4 350 3,5 1 tablica ii. parametry spawania table ii. welding parameters badania metalograficzne celem badań było ujawnienie mikrostruktury złącza oraz pomiar twardości obszarów charakterystycznych złączy doczołowych, blach o grubości 10 mm ze stali s700mc spawanych hybrydowo (plazma – mag) na podkładce miedzianej. rys. 2. mikrostruktura złącza spawanego metodą hybrydową (plazma + mag) stali s700 mc o grubości 10 mm, wykonanej z energią liniową spawania 1,12 kj/mm fig. 2. microstructure of s700 mc steel welded joint obtained by hybrid plasma+mag welding, thickness 10 mm, heat input 1,12 kj/mm badania mikroskopowe w obszarze spoiny ujawniły strukturę bainityczno-ferrytyczną. obszar strefy wpływu ciepła (swc) charakteryzuje się zmiennością wielkości ziarna, co spowodowane jest stosunkowo dużą ilością ciepła dostarczoną podczas procesu spawania. badania mikroskopowe wykazały również obecność wydzieleni węglikowych (najprawdopodobniej azotkowych) w obszarze swc oraz w materiale rodzimym. przeprowadzone pomiary twardości, wykazały że twardość w osi spoiny jest zbliżona do twardości materiału rodzimego i wynosi około 280 hv0,1. w swc dochodzi do obniżenia twardości zależnie od zastosowanej wartości energii liniowej spawania. w próbkach oznaczonych symbolem c4 (tabl.ii) spawanych z energią liniową spawania el=1,12 kj/mm najniższa twardość w swc wynosi około 230 hv0,1. zwiększenie energii liniowej spawania do wartości el=1,42 kj/mm spowodowało uzyskanie najniższej średniej twardość w swc na poziomie około 200 hv0,1. oznaczenie złącza rodzaj łuku mag [v] natężenie prądu łuku mag [a] napięcie łuku mag [v] posuw drutu elektrodowego [m/min] energia liniowa spawania, [kj/mm] odstęp [mm] c1 plus 272 26,3 11,3 1,93 0 c2 plus 328 28,3 14 1,42 1,2 c3 plus 353 29,3 15,4 1,42 1,6 c4 plus 374 29,4 16,1 1,12 1,6 c5 plus 369 29,3 16,6 1,07 1,6 44 przegląd spawalnictwa vol. 88 1/2016 wartość twardości w górnej części spoiny jest zbliżona do twardości materiału rodzimego (280 hv0,1) i jest wyższa od wartości zmierzonej w dolnej części spoiny o ok. 5%. najprawdopodobniej stan ten może być spowodowany segregacją dodatków stopowych zwiększających hartowność, pochodzących z materiału dodatkowego. rozkłady twardości w przekroju poprzecznym spoin wykonano metodą mikro vickersa z obciążeniem wgłębnika masą 100 gr. zgodnie z zaznaczonymi na rysunku 4. liniami pomiarowymi. na wykresach przedstawiono średnią arytmetyczną twardość obszaru charakterystycznego z zaznaczeniem wartości odchylenia standardowego (przyjęty poziom ufności 95%). rys. 3. schemat rozmieszczenia linii pomiarów twardości w przekroju poprzecznym złączy spawanych fig. 3. hardness measurement lines distribution scheme of the s700 mc steel welded joints rys. 4. rozkład twardości w złączu spawanym c2 (na linii a wg rys. 4) wykonanym z energią liniową spawania el=1,42 kj/mm fig. 4. hardness distribution in the welded joints c2 (in line a according to fig. 4) with heat input to the welding aera el=1,42 kj/mm rys. 5. rozkład twardości w złączu spawanym c2 (na linii b wg rys. 4) fig. 5. hardness distribution in the welded joints c2 (in line b according to fig. 4) rys. 6. rozkład twardości w złączu spawanym c2 (na linii c wg rys. 4) fig. 6. hardness distribution in the welded joints c2 (in line c according to fig. 4) rys. 7. rozkład twardości w złączu spawanym c4 (na linii a wg rys. 4) wykonanym z energią liniową spawania el=1,12 kj/mm fig. 7. hardness distribution in the welded joints c4 (in line a according to fig. 4) with heat input to the welding aera el=1,12 kj/mm rys. 8. rozkład twardości w złączu spawanym c4 (na linii b wg rys. 4) fig. 8. hardness distribution in the welded joints c4 (in line b according to fig. 4) rys. 9. rozkład twardości w złączu spawanym c4 (na linii c wg rys. 4) fig. 9. hardness distribution in the welded joints c4 (in line c according to fig. 4) 45przegląd spawalnictwa vol. 88  1/2016 literatura [1] a. krajewski, w. włosiński, t. chmielewski, p. kołodziejczak „ultrasonic-vibration assisted arc-welding of aluminum alloys” bulletin of the polish academy of sciences: technical sciences vol. 60 (4), 841-852, 2012. [2] j. górka, s. stano „własności i struktura złączy spawanych hybrydowo hlaw (wiązka laserowa–fcaw) stali obrabianej termomechanicznie s700mc” przegląd spawalnictwa, vol. 85 (5), 54-58, 2015. [3] w. wlosinski, t. chmielewski „plasma-hardfaced chromium protective coatings – effect of ceramic reinforcement on their wettability by glass” adv. sci. technol. vol. 32, 253-260, 2002. [4] t. chmielewski, m. węglowski „analiza rynku spawalniczego w polsce pod względem sprzedaży urządzeń oraz materiałów spawalniczych” przegląd spawalnictwa vol. 82 (6), 28-31, 2010. [5] m. węglowski, t. chmielewski, k. kudła „porównanie wybranych właściwości nowoczesnych spawalniczych inwertorowych źródeł energii przeznaczonych do spawania metodą mag” przegląd spawalnictwa vol. 81 (10), 81-83, 2009. [6] t. chmielewski „projektowanie procesów technologicznych spawalnictwo” oficyna wydawnicza politechniki warszawskiej, 2013. [7] m. węglowski, b. jaeschke, t. chmielewski „stan obecny i perspektywy rozwoju dynamicznej regulacji źródeł prądu do spawania gma” przegląd spawalnictwa vol. 87 (10), 130-134, 2015. [8] j. górka „spawalność stali obrabianej termomechanicznie o wysokiej granicy plastyczności” biuletyn instytutu spawalnictwa, nr 5/2010, s. 165-169. [9] j. górka “właściwości spoin stali obrabianych termomechanicznie o wysokiej granicy plastyczności” przegląd spawalnictwa, vol. 83, no 12, s.31-35, 2011. [10] d. fydrych, j. łabanowski, g. rogalski „weldability of high strength steels in wet welding conditions” polish maritime research 20 (2), 67-73, 2013. [11] d. fydrych, j. łabanowski, g. rogalski, j. haras, j. tomków, a. świerczyńska, p. jakóbczak, ł. kostro „weldability of s500mc steel in underwater conditions”, advances in materials science, vol. 14, no 2, 37-45, 2014. [12] n. yurioka “tmpc steels and their welding” welding in the world. vol. 35, 6/1995. [13] j. górka „własności i struktura złączy spawanych stali obrabianej termomechanicznie o wysokiej granicy plastyczności” wydaw. politechniki śląskiej, 2013. [14] e. tasak “spawalność stali” fotobit, kraków 2002. [15] t. chmielewski, j. szulc, z. pilat „badania metalograficzne spoin wykonanych hybrydową metodą pta+mag” przegląd spawalnictwa, vol. 86, (7), 46-50, 2014. podsumowanie i wnioski przeprowadzone badania właściwości spoin stali s700 mc o grubości 10 mm, wykonanych metodą hybrydową (plazma+mag) przy użyciu materiału dodatkowego wstępnie wykazały, że istnieje możliwość wykonania złączy spawanych, spełniających kryteria normy iso 15614-14. uzyskane złącza próbne charakteryzowały się brakiem niezgodności spawalniczych dotyczących geometrii i nieciągłości metalu spoiny na przekroju złącza spawanego. wszystkie przebadane złącza charakteryzowały się poprawną budową strukturalną. w obszarze linii wtopienia i strefy wpływu ciepła zarejestrowano nieznaczny spadek twardości, obejmuje on stosunkowo wąskie pasmo, przez co nie ma krytycznego wpływu na właściwości eksploatacyjne złączy spawanych. osobliwość stali obrabianej termomechanicznie polega m.in. na silnej rekrystalizacji w obszarze swc. w celu obniżenia negatywnego oddziaływania cyklu cieplnego spawania, należy odpowiednio dobrać poziom energii liniowej spawania. zaobserwowano wyraźną zależność twardości w swc od poziomu zastosowanej energii liniowej spawania. spawanie z energią liniową o wartości 1,12 kj/mm powoduje spadek twardości w swc do wartości około 230 μhv0,1. zastosowanie wyższego poziomu energii liniowej spawania tj. 1,42 kj/mm degraduje materiał swc w wyższym stopniu powodując spadek twardości do około 200 μhv0,1. uzyskane wyniki wskazują na konieczność ustalenia bezpiecznego progu wartości stosowanej energii liniowej spawania, opartego na dodatkowych pomiarach udarności w swc. przeprowadzone badania mikroskopowe złączy spawanych wykazały w spoinie typową strukturę bainityczno – ferrytyczną o charakterze dendrytycznym (pierwotnym). strefa wpływu ciepła charakteryzuje się obszarami o zmiennej wielkości ziarna, wywołanej oddziaływaniem cyklu cieplnego. w swc oraz w materiale rodzimym zaobserwowano obecność faz mikrododatków umacniających. 201110_pspaw.pdf 50 przegląd spawalnictwa 10/2011 igor a. riabcew strukturalna dziedziczność w procesach napawania structure-heredity in surfacing processes dr hab. inż. igor a. riabcew – instytut spawania elektrycznego im. e.o. patona, kijów, ukraina. streszczenie termin strukturalna dziedziczność oznacza, że przy zbliżonym składzie chemicznym, ale różnej strukturze wyjściowych materiałów wsadowych, a także przy praktycznie jednakowych warunkach topienia i stygnięcia materiału roztopionego, otrzymany metal w stanie stałym ma różną mikroi makrostrukturę, jakby przekazaną przez materiał roztopiony strukturę wyjściowych materiałów wsadowych. w artykule przytoczono wyniki badań wpływu wyjściowej struktury materiałów dodatkowych do napawania na strukturę i właściwości metalu napawanego różnymi metodami. stwierdzono, że w największym stopniu efekt strukturalnej dziedziczności można wykorzystać w tych metodach napawania, w których temperatura jeziorka spawalniczego jest daleka od równoważnej i można ją regulować na drodze podawania materiału dodatkowego: napawanie plazmowo-proszkowe, napawanie elektrożużlowe nieciągłymi materiałami itp. abstract the term structural heredity is the fact that the similar chemical composition but different structure of the initial material, as well as in almost identical conditions the melting and cooling the melt, resulting in a solid metal with a different microand macrostructure, as if passed through the molten material structure of initial materials. the article quotes study the impact of the initial structure of surfacing filler material on the structure and properties of the metal pad welded by different methods. it was found that the greatest effect of structural heredity can be used in these surfacing methods, where the temperature of the weld pool is far from equivalent and can be adjusted by feeding filler material: plasma-powder surfacing, electroslag surfacing with discontinuous materials, etc. wstęp w metalurgii wpływ struktury i właściwości materiałów wyjściowych materiałów wsadowych na materiał roztopiony, a przez niego na strukturę i właściwości nowo otrzymanego metalu w stanie stałym zbadano dostatecznie szczegółowo [1÷7]. w tych przypadkach, gdy przy zbliżonym składzie chemicznym, ale różnej strukturze wyjściowych materiałów wsadowych, a także przy jednakowych w przybliżeniu warunkach topienia i następnie stygnięcia materiału roztopionego otrzymuje się metal w stanie stałym z różną mikroi makrostrukturą, jakby przekazaną przez materiał roztopiony ze struktury wyjściowych materiałów wsadowych, używany jest termin strukturalna dziedziczność [3]. wiadomo, że pod względem swoich właściwości i budowy ciecze znajdują się znacznie bliżej ciał stałych niż gazów [8÷14]. analiza mikrorentgenograficzna pokazuje, że przy temperaturze niezbyt przekraczających temperaturę topnienia rozmieszczenie cząstek w cieczy nie jest bezładne, lecz bardzo podobne do istniejącego w krystalicznym ciele stałym [1]. jednak w odróżnieniu od krystalicznych ciał stałych, których struktura charakteryzuje się uporządkowaniem dalekiego zasięgu, podstawową charakterystyką struktury cieczy jest uporządkowanie bliskiego zasięgu, co jest uwzględniane przez model klastrowy struktury cieczy. klastrami nazywane są obszary z określonym typem uporządkowania przestrzennego cząstek w cieczy. w każdym momencie centralna część klastrów jest zbliżona do ciała stałego, podczas gdy zewnętrzne warstwy są pozbawione ścisłej symetrii. przy tym klastry strukturalnie i genetycznie są związane z ciałem stałym. proces krystalizacji roztopionego materiału może przebiegać przez przyłączanie do niego grup klastrów. 51przegląd spawalnictwa 10/2011 struktura roztopionego materiału, wpływając na mechanizm krystalizacji, w określonym stopniu wyznacza także wadliwość kryształu. można przypuszczać, że stop bardziej mikroniejednorodny i nierównoważny tworzy także najbardziej wadliwe kryształy [1]. oddziałując na strukturę wyjściowych materiałów wsadowych można osiągnąć istotne zwiększenie jakości zakrzepłego metalu i jego właściwości. analiza wykonała, że w odróżnieniu od metalurgii, badanie strukturalnej dziedziczności w układzie wyjściowy materiał elektrodowy (dodatkowy) – ciekły metal jeziorka spawalniczego – metal w stanie stałym jest utrudnione w wyniku następujących charakterystycznych cech napawania (spawania): – nagrzewanie, topienie i przenoszenie materiału elektrodowego (dodatkowego) w różnych metodach napawania znacznie się różni w zależności od parametrów procesu; – parametry temperaturowo-czasowe jeziorka spawalniczego w różnych metodach napawania też znacznie się różnią, nie są stacjonarne oraz są trudno regulowalne, wskutek czego ciekły metal jeziorka spawalniczego będzie daleki od równoważnego; – istotny jest wpływ materiału podstawowego, który w stanie ciekłym dostaje się do jeziorka spawalniczego i może zmieniać strukturę oraz właściwości napawanego metalu; – krystalizacja metalu jeziorka spawalniczego zachodzi na podłożu stałym, którego struktura wpływa na strukturę i właściwości napawanego metalu. w artykule przytoczono wyniki badań wpływu wyjściowej struktury materiałów dodatkowych do napawania na strukturę i właściwości metalu napawanego dwoma najbardziej charakterystycznymi metodami: łukową elektrodą topliwą i plazmowo-proszkową. przebieg i wyniki badań analizie poddano niektóre cechy szczególne nagrzewania, topienia i przenoszenia materiału elektrodowego i dodatkowego, które wyznaczają temperaturowo-czasowe parametry jeziorka spawalniczego dla tych metod napawania. przy łukowym napawaniu elektrodą topliwą charakter przenoszenia materiału elektrodowego jest wyznaczony przez układ sił działających na ciekłą kroplę na powierzchni czołowej elektrody. podstawowe z nich to: siła ciążenia, siła napięcia powierzchniowego, siły elektromagnetyczne, siła reakcyjna par metalu, siła aerodynamiczna oraz ciśnienie gazów i par tworzących się wewnątrz kropel. wielkość tych sił i kierunek działania ich wypadkowej w znacznym stopniu zależą od parametrów jarzenia łuku, składu materiału elektrodowego i środowiska osłonowego, stanu powierzchni i średnicy elektrody oraz charakterystyk źródła prądu spawania. przy napawaniu (spawaniu) łukowym nagrzewanie materiału elektrodowego zachodzi przede wszystkim dzięki ciepłu wydzielającemu się w przyelektrodowym obszarze łuku, a prędkość topienia się elektrody jest proporcjonalna do natężenia prądu spawania [15, 16]. temperatura kropel metalu elektrodowego zawsze przewyższa jego temperaturę topnienia. na przykład przy spawaniu niskowęglowym drutem stalowym łukiem krytym wynosi ona 2270±100 k, nieznacznie zmieniając się w szerokim przedziale natężenia prądu i napięcia łuku [17]. przy napawaniu plazmowo-proszkowym (npp) i niektórych innych metodach napawania jest przeciwnie, charakterystyki przenoszenia nie są wprost związane z natężeniem prądu i napięciem łuku, ale znacząco zależą od składu frakcyjnego i masowej prędkości podawania materiału dodatkowego oraz jego właściwości fizycznych. przy plazmowym napawaniu proszkiem określonej frakcji następuje równomierne przenoszenie materiału dodatkowego przez przestrzeń łuku. jednak pewna część materiału dodatkowego przy npp może dostawać się do jeziorka ciekłego metalu w stanie ciekło stałym lub stałym. średnia temperatura cząstek proszku dostarczonych do jeziorka spawalniczego zmienia się w szerszym zakresie niż temperatura kropel metalu elektrodowego przy napawaniu łukowym, od (0,2÷0,3)ttopnienia do twrzenia. w wyniku zmieniają się parametry temperaturowo-czasowe jeziorka spawalniczego i ten czynnik może w znaczącym stopniu wpływać na strukturę i właściwości napawanego metalu. sterować nagrzewaniem proszku, jak i jego masową prędkością podawania można, nie zmieniając mocy łuku [18]. brak bezpośredniego sprzężenia natężenia prądu łuku i wydajności topienia materiału dodatkowego jest jedną z charakterystycznych cech npp. o ile przy napawaniu łukowym współczynnik proporcjonalności między natężeniem prądu i masową prędkością topienia elektrody (współczynnik stapiania αst) zależy od energetycznych charakterystyk łuku i właściwości samej elektrody, o tyle przy npp maksymalna wydajność topienia materiału dodatkowego (przy zadanym natężeniu prądu) istotnie zależy także od czynników określających stan cieplny w jeziorku spawalniczym: właściwości cieplno-fizycznych i temperatury podgrzewania materiału podstawowego, masy napawanego elementu, prędkości napawania itd. tłumaczy się to tym, że w przypadku npp część mocy cieplnej łuku wprowadzanej do materiału podstawowego powinna zużywać się na topienie proszku, który może dostawać się do jeziorka spawalniczego, będąc nagrzany do temperatury niższej od temperatury topnienia (ttopnienia). z tego powodu im mniejsza jest intensywność odprowadzania ciepła z jeziorka spawalniczego do materiału podstawowego, tym większa ilość proszku może być roztopiona przy stałym natężeniu prądu napawania. przy napawaniu łukowym elektrodą topliwą badano wpływ kompozycji węglikowych o wymiarach materiałów nanostrukturalnych, wprowadzanych do wsadu drutów proszkowych, na strukturę i właściwości 52 przegląd spawalnictwa 10/2011 napawanego metalu. nanowymiarowe kompozycje węglikowe otrzymywano na drodze wysokotemperaturowej obróbki w atmosferze co proszków wysokowęglowego żelazochromu fch800, żelazowanadu fvd50 i wolframu [19]. nanowymiarowe kompozycje węglikowe zastosowano we wsadzie drutów proszkowych pp-np35v9h3gsf i pp-np-30h4v2m2fs, przeznaczonych do napawania narzędzi do obróbki plastycznej metali na gorąco i zapewniających otrzymanie stopiwa typu żaroodpornych stali matrycowych. drut proszkowy pp-np-35v9h3gsf wykonano w dwóch wariantach: op-1 – standardowy wsad zawierający nieobrobiony proszek wolframu; op-2 – wsad z zastosowaniem obrobionego proszku wolframu. drut proszkowy pp-np30h4v2m2fs także wykonano w dwóch wariantach: op-3 – standardowy wsad; op-4 – wsad z zastosowaniem obrobionego proszku żelazochromu i żelazowanadu. obliczeniowy skład chemiczny wsadu drutów proszkowych korygowano tak, aby otrzymać stopiwo o jednakowym składzie chemicznym. przy użyciu doświadczalnych drutów proszkowych napawano próbki, określono skład chemiczny stopiwa i jego twardość (tabl. i). badania metalograficzne wykazały, że mikrostruktura metalu napawanego standardowym drutem op-1 jest martenzytem listwowym o mikrotwardości hv0,5 = 5930 mpa z niewielką ilością austenitu szczątkowego o twardości hv0,5 = 5090÷5490 mpa (rys. 1a). w strukturze napawanego metalu występują także wtrącenia węglików. mikrostruktura metalu napawanego doświadczalnym drutem op-2 ulega zmianie: jednocześnie z martenzytem listwowym pojawia się martenzyt płytkowy, przy czym jego płytki mają kształt soczewkowy (rys. 1b). martenzyt ma twardość hv0,5 = 5930 mpa. ilość austenitu szczątkowego jest nieco większa niż w metalu napawanym drutem standardowym, a jego twardość wynosi hv0,5 = 4410÷5490 mpa. wprowadzenie do wsadu doświadczalnego drutu proszkowego składników zawierających nanowymiarowe węgliki prowadzi do rozdrobnienia struktury napawanego metalu. mikrostrukturę metalu napawanego standardowy drutem proszkowym op-3 przedstawiono na rysunku 1c. matryca zawiera głównie martenzyt listwowy o mikrotwardości hv0,5 = 5490÷6440 mpa. na granicach ujednorodnienia austenit szczątkowy (hv0,5 = 5020÷5090 mpa). mikrostrukturę metalu napawanego doświadczalnym drutem proszkowym op-4 przedstawiono na rysunku 1d. ta struktura, w porównaniu ze strukturą standardowego napawanego metalu 30h4v2m2fs, jest bardziej rozdrobniona, odcinków martenzytu listwowego jest zauważalnie mniej, przeważa martenzyt płytkowy. twardość martenzytycznej matrycy wynosi hv0,5 = 5490 mpa. ilość austenitu szczątkowego jest mniejsza niż przy napawaniu drutem standardowym, mikrotwardość austenitu szczątkowego wynosi hv0,5 = 4120-4660 мpa. badania odporności na zmęczenie cieplne przeprowadzano na urządzeniu i wg metodyki [20], przewidującej nagrzewanie napawanej powierzchni próbki o wymiarach 40x40x40 mm palnikiem gazowym do 800°c (plamka nagrzewania o średnicy 15 mm) i chłodzenie strumieniem wody do 60°c. cykle nagrzewanie-chłodzenie powtarzano do pojawienia się siatki pęknięć w wyniku zmęczenia cieplnego. wyniki badań przedstawiono w tablicy ii. badania odporności na zmęczenie cieplne wykazały, że zastosowanie we wsadzie drutów proszkowych nanowymiarowych kompozycji węglikowych zwiększa odporność napawanego metalu – wzrasta liczba tablica i. skład chemiczny i twardość stopiwa doświadczalnych drutów proszkowych table i. experimental flux wire chemical composition and weld metal hardness gatunek drutu proszkowego oznaczenie umowne zawartość pierwiastków, % mas. twardość hrcc mn si cr w mo v pp-np-35v9h3gsf op-1 0,39 0,60 1,0 2,97 8,05 0,70 51 pp-np-35v9h3gsf op-2 0,34 0,60 1,0 3,0 9,30 0,76 54 pp-np-30h4v2m2fs op-3 0,37 0,72 1,17 3,97 2,52 1,88 0,44 55 pp-np-30h4v2m2fs op-4 0,35 0,70 1,17 3,80 2,33 1,97 0,45 53 rys. 1. mikrostruktura metalu napawanego drutami proszkowymi: a) standardowy drut op-1, b) drut doświadczalny op-2, c) standardowy drut op-3, d) drut doświadczalny op-4, pow. 2400x fig. 1. microstructure of flux wire surfacing by welding metal: a) standard wire op-1, b) experimental wire op-2, c) standard wire op-3, d) experimental wire op-4, magn. 2400x a) b) c) d) 53przegląd spawalnictwa 10/2011 cykli nagrzewanie-chłodzenie do pojawienia się i rozwoju siatki pęknięć zmęczenia cieplnego. badania odporności na zużycie w warunkach tarcia ślizgowego metal-metal w podwyższonej temperaturze wykonano wg następującej metodyki: podczas badań napawana próbka o wymiarach 10х17х40 mm jest dociskana z siłą 171,6 n (17,5 kg) do obracającego się z prędkością 30 obr/min pierścienia–przeciwpróbki o średnicy 120 mm, wykonanego ze stali 45 i nagrzewanego podczas badań palnikiem gazowym. temperatura w strefie styku próbki i przeciwpróbki wynosi 600°c, czas trwania badań – 1 godzina. w trakcie badań próbka wykonuje ruchy postępowo zwrotne w płaszczyźnie pionowej, amplituda ruchów wynosi 20 mm, a częstotliwość – 62 min-1 [20]. wyniki badań przytoczono w tablicy iii. badania wykazały, że zużycie metalu napawanego drutami proszkowymi ze wsadem doświadczalnym jest mniejsze niż zużycie próbek napawanych drutami ze wsadem standardowym. mniejsze jest także zużycie pierścieni-przeciwpróbek, które były badane w parze z próbkami napawanymi drutami proszkowymi ze wsadem doświadczalnym. jak wskazano, znaczna nierównomierność nagrzewania proszku w łuku plazmowym, możliwość dostania się do jeziorka spawalniczego nieroztopionych cząstek powinny wpływać na jego rozmiary, masę i temperaturę, a także na charakter krystalizacji, strukturę i właściwości napawanego metalu. badano strukturę proszku pg-10r6m5 różnych frakcji i jej wpływ na strukturę metalu napawanego plazmowo-proszkowo [21]. badano strukturę proszku pg-10r6m5 frakcji minimalnego stosowanego do napawania rozmiaru 40÷50 µm (rys. 2) oraz maksymalnego rozmiaru 250÷315 µm (rys. 3). stwierdzono, że frakcja proszku 40÷50 µm, która krystalizuje podczas otrzymywania proszku z większą prędkością, ma bardzo drobną strukturę i z trudem identyfikuje się ją nawet przy powiększeniu 2000x (rys. 2c). przy takim powiększeniu w strukturze widoczne są dendryty, głównie orientowane do środka cząstki proszku i składowa eutektyczna na granicach ziaren. struktura proszku pg-10r6m5 frakcji 200÷315 µm charakteryzuje się ziarnem o większych wymiarach różnej orientacji, i jest zbliżona do struktury staliw szybkotnącego 10r6m5 (rys. 3b). przy większym powiększeniu na granicach ziaren występują wydzielenia składowej eutektycznej, a wewnątrz ziaren widoczne są igły martenzytu i austenit szczątkowy (rys. 3c). przeprowadzono analizę rentgenostrukturalną proszku pg-10r6m5 różnych frakcji oraz metalu napawanego tym proszkiem metodą plazmową (tabl. iv). jeżeli w strukturze proszku drobnoziarnistej frakcji przeważa faza γ (jej zawartość wynosi 59,88%), to w strukturze gruboziarnistego proszku odwrotnie, więcej jest fazy α– 55,14% (faza α składa się z martenzytu i ferrytu). w obydwu frakcjach proszku w strukturze nie występują wydzielenia węglików prawdobodobnie są one tak małe, że nie są wykrywane daną metodą. w napawanym metalu następuje zwiększenie zawartości fazy α, lecz ponieważ jej zawartość była większa w proszku o większych wymiarach, to w metalu napawanym tym proszkiem zawartość α-fazy jest także większa. w napawanym metalu pojawiają się wtrącenia węglików i ich ilość jest różna: więcej wtrąceń węglików występuje w metalu napawanych proszkiem drobniejszych frakcji. oceniając wg zawartości fazy α i γ można stwierdzić, że przy napawaniu plazmowo-proszkowym obserwuje się określone dziedziczenie struktury tablica iii. zużycie napawanych próbek przy tarciu metal-metal w podwyższonej temperaturze table iii. metal-metal – abrasive wear of surfaced samples in increased temperature gatunek drutu proszkowego zużycie, kg/km • 10-4 napawanej próbki przeciwpróbki pp-np-35v9h3gsf (оp-1) 2,9705 37,7625 pp-np-35v9h3gsf (оp-2) 2,4589 28,1803 pp-np-30h4v2m2fs (оp-3) 2,7429 33,8164 pp-np-30h4v2m2fs (оp-4) 2,4527 17,6991 rys. 2. mikrostruktura cząstek proszku pg-10r6m5 o ziarnistości 50 µm: a) 200x, b) 630x, c) 2000x fig. 2. microstructure of flux powder pg-10r6m5 elements with grain size 50 µm: a) 200x, b) 630x, c) 2000x rys. 3. mikrostruktura cząstek proszku pg-10r6m5 o ziarnistości 250 µm: a) 320x, b) 800x, c) 2000x fig. 3. microstructure of flux powder pg-10r6m5 elements with grain size 250 µm: a) 320x, b) 800x, c) 2000x tablica ii. odporność na zmęczenie cieplne napawanego metalu table ii. thermal endurance of surfaced metal gatunek drutu proszkowego liczba cykli cieplnych do pojawienia się siatki pęknięć do początku rozwoju siatki pęknięć pp-np-35v9h3gsf (оp-1) 60 80 pp-np-35v9h3gsf (оp-2) 70 100 pp-np-30h4v2m2fs (оp-3) 40 60 pp-np-30h4v2m2fs (оp-4) 60 80 a) b) c) a) b) c) → → → 54 przegląd spawalnictwa 10/2011 proszku przez metal napawany: im więcej fazy α w proszku, tym więcej jej w napawanym metalu oraz w odpowiedniej proporcji zmienia się zawartość fazy γ. ilość proszku, która może być podawana do łuku plazmowego i topić się w nim oraz jeziorku spawalniczym, zależy od parametrów napawania – ale nie wprost, jak np. przy napawaniu łukowym elektrodą topliwą. do badania wpływu ziarnistości proszku na strukturę napawanego metalu przeprowadzono plazmowe napawanie próbek proszkiem stali szybkotnącej pg10r6m5. prędkość napawania – 12 m/h, prędkość podawania proszku – 4,2 kg/h. stosowany proszek był mieszanką frakcji drobnej (ziarnistość 40÷125 µm) i frakcji o większej ziarnistości (składających się z dużych cząstek, grubszych) o różnym udziale (tabl. v). metal napawany proszkiem drobnych frakcji ma gruboziarnistą strukturę. dodanie do niego 15% proszku frakcji o większej ziarnistości nie powoduje szczególnych zmian struktury (tabl. v, oraz rys. 4a). wynika z tego, że proszek drobnych frakcji roztapia się w łuku plazmowym i znacznie przegrzewa w jeziorku spawalniczym, w wyniku czego przy stygnięciu z wysokiej temperatury tworzą się duże dendryty (rys. 4a). przy zawartości ok. 30% frakcji o ziarnistości 200÷250 µm lub 315÷400 µm struktura napawanego metalu wyraźnie rozdrabnia się, a siatka węglików staje się stosunkowo cienka (tabl. v, rys. 4b). jeżeli porównywać mikrostrukturę napawanego metalu tego typu (rys. 4b) i proszku gruboziarnistego (rys. 3b), to są one tablica iv. wyniki analizy rentgenowskiej struktury proszku pg-10r6m5 różnych frakcji oraz metalu napawanego tym proszkiem table iv. results of x-ray radiography analysis of flux powder pg-10r6m5 structure of different fraction and surfaced those flux powder metals badany materiał frakcja µm zawartosć fazy α, %mas. parametr siatki а, nm zawartosć fazy γ, %mas. parametr siatki а, nm typ i zawartość węglików, %mas. parametry siatki а, c,nm proszek pg-10r6m5 40-50 α = 40,12 а = 0,2885 γ = 59,88 а = 0,3626 – metal napawany 10r6m5 40-50 α = 51,57 а = 0,2882 γ = 43,36 а = 0,3610 мо2с = 5,07 a = 0,2939; с = 0,4645 proszek pg-10r6m5 250-315 α = 55,14 а = 0,2897 γ = 44,86 а = 0,3624 – metal napawany 10r6m5 250-315 α = 62,83 а = 0,2892 γ = 34,45 а = 0,3623 мо2с = 2,72 a = 0,2959; с = 0,4665 tablica v. wpływ dodatku proszku frakcji o większej ziarnistości na mikrostrukturę napawanych ściegów (podstawowa frakcja 40÷125 µm) table v. the influence of flux powder with higher granularity addition on the microstructure of surfaced beads (main fraction 40÷125 µm) lp. zawartość grubszej frakcji, % mas. natężenie prądu, а charakterystyka mikrostruktury napawanego ściegu 200÷250 µm 315÷400 µm 1 205-210 dendryty różnej długości, zorientowane w jednym kierunku 2 15 210-215 dendryty różnej długości, zorientowane w jednym kierunku 3 30 215-220 drobne dendryty o różnej orientacji i drobna siatka węglików na granicach ziaren 4 45 220-225 dendryty nieduże oraz duże, zorientowane do zarodków krystalizacji 5 15 215-220 dendryty różnej długości, zorientowane w jednym kierunku 6 30 220-225 drobne dendryty o różnej orientacji i drobna siatka węglików na granicach ziaren 7 45 225-230 dendryty nieduże oraz duże, zorientowane do zarodków krystalizacji rys. 4. mikrostruktura napawanego metalu 10r6m5 (400x) przy wprowadzeniu proszku gruboziarnistego do proszku frakcji drobnej (tabl. v): a) napawanie mieszanką nr 2, b) napawanie mieszanką nr 3, c) napawanie mieszanką nr 4, d) nieroztopiona cząstka proszku fig. 4. microstructure of surfaced metal 10r6m5 (400x) with addition of coarse grain into inferior figures (tabl. v): a) surfaced by composition 2, b) surfaced by composition 3, c) surfaced by composition 4, d) non-molten element of flux powder a) b) c) d) 55przegląd spawalnictwa 10/2011 wnioski zastosowanie w drutach proszkowych do napawania łukowego materiałów wsadowych zawierających nanowymiarowe węgliki prowadzi do rozdrobnienia struktury napoiny i bardziej równomiernego rozkładu pierwiastków stopowych. stopiwo drutów proszkowych, których wsad zawiera nanowymiarowe węgliki, ma większą odporność na działanie ciepła i zużycie przy tarciu ślizgowym metal-metal. stwierdzono, że przy napawaniu plazmowo-proszkowym występuje efekt dziedziczenia struktury proszku pg-10r6m5 przez metal napawany: im więcej fazy α w zastosowanym proszku, tym więcej jej też w napawanym metalu, w odpowiedniej proporcji zmienia się również zawartość γ-fazy w napawanym metalu. na wymiary ziaren i charakter krystalizacji napawanego metalu wpływa skład frakcyjny i mikrostruktura proszku stanowiącego materiał dodatkowy. wpływ strukturalnej dziedziczności w największym stopniu przejawia się w tych metodach napawania, w których materiały dodatkowe nie przewodzą prądu i nie występuje bezpośrednie sprzężenie między natężeniem prądu łuku spawalniczego a wydajnością stapiania materiału dodatkowego. literatura [1] баум б.а.: металлические жидкости. изд. наука, м. 1979. [2] гиршович н.г., иоффе а.я., зоммер л.р. и др.: влияние природы шихтовых материалов на структуру и свойства чугуна с шаровидным и пластинчатым графитом. основы образования литейных сплавов. изд. наука, м. 1970 s. 224-227. [3] никитин в.и.: управление наследственностью структуры шихты и расплавов – важнейший резерв повышения качества отливок. литейное производство. 1988. № 9. s. 5-6. [4] никитин в.и.: о влиянии качества шихтовых металлов на свойства легких сплавов. цветные металлы. 1982. № 8 s. 73-75. [5] прудовский п.п., голяков в.д., симонова н.а. и др.: влияние наследственности структуры шихты на механические свойства сплава вал8. литейное производство. 1986. № 11 s. 7-8. [6] еланский г.н., кудрин в.а.: строение и свойства жидкого металла. изд. металлургия, м. 1984. [7] попель п.с., баум б.а.: термодинамический анализ одной из причин металлургической наследственности. известия ан ссср. металлы. 1986. № 5. с. s. 47-51. [8] вилсон д.р.: структура жидких металлов и сплавов. изд. металлургия, м. 1972. [9] татаринова л.и.: структура твердых аморфных и жидких веществ. м.: наука,1983. [10] крокстон к.: физика жидкого состояния. пер. с англ. изд. мир, м. 1978. [11] ватолин н.а., пастухов э.а.: дифракционные исследования строения высокотемпературных расплавов. изд. наука, м. 1980. [12] арсентьев п.п., коледов л.а.: металлические расплавы и их свойства. изд. металлургия, м. 1976. [13] ершов г.с., черняков в.а.: строение и свойства жидких и твердых металлов. изд. металлургия, м. 1978. [14] белащенко д.к.: структура жидких и аморфных металлов. изд. металлургия, м. 1985. [15] ерохин а.а.: основы сварки плавлением. изд. машиностроение, м. 1973. [16] лесков г.и.: электрическая сварочная дуга. изд. машиностроение, м. 1975. [17] фрумин и.и.: автоматическая электродуговая наплавка. изд. металлургиздат, харьков. 1961. [18] гладкий п.в., переплетчиков е.ф., рябцев и.а.: плазменная наплавка. изд. экотехнология, киев. 2007. [19] рябцев и.а., кондратьев и.а., гадзыра н.ф. и др.: влияние ультрадисперсных карбидов в порошковых проволоках на свойства теплостойкого наплавленного металла. автомат. сварка. 2009. № 6. с. s. 13-16. [20] рябцев и.и., черняк я.п., осин в.в.: блочно-модульная установка для испытаний наплавленного металла. сварщик. 2004. № 1 s. 18-20. [21] рябцев и.а., переплетчиков е.ф., миц и.в., бартенев и.а.: влияние исходной структуры и гранулометрического состава порошка на структуру металла 10р6м5, наплавленного плазменным способом. автомат. сварка. 2007, № 10 s. 23-28. podobne. wynika z tego, że dodatek gruboziarnistej frakcji proszku prowadzi do sytuacji, że nie cały proszek roztapia się w łuku i jego część trafia do jeziorka spawalniczego nie całkiem roztopiona. temperatura jeziorka spawalniczego nie osiąga poziomu równoważnego i napawany metal w większym stopniu dziedziczy strukturę materiału dodatkowego – proszku. przy dalszym zwiększeniu udziału tych frakcji do 45% zachowuje się w zasadzie charakter struktury o różnej orientacji, lecz pojawiają się duże dendryty rosnące od zarodków krystalizacji, które stanowią duże cząstki proszku dotapiające się w jeziorku spawalniczym (rys. 4c). jeżeli takie cząstki nie zdążą się całkowicie roztopić, to także występują jako zarodki krystalizacji (rys. 4d). charakter wpływu na strukturę napawanego metalu obydwu frakcji gruboziarnistych był w przybliżeniu jednakowy. jednak przy dużym udziale ≥ 45% frakcji 315÷400 µm w strukturze napawanego metalu znacznie częściej obserwuje się nieroztopione cząstki proszku. ps 12 2016 www.pdf 24 przegląd  spawalnictwa vol. 88 12/2016 mikrospawanie laserowe laser microwelding streszczenie w artykule przedstawiono podstawy mikrospawania laserowego. jest to bardzo precyzyjna technika łączenia materiałów znajdująca bardzo szerokie zastosowanie w przemyśle. wytwarzanie mikro i mezo elementów należy dzisiaj do jednego z wiodących nurtów wytwarzania, dlatego też mikrospawanie laserowe znajduje coraz większe zastosowanie i stanowi obszar intensywnych badań. w procesie tym powstaje spoina która swymi wymiarami nie przekracza 1mm. ze względu na specyfikę oddziaływania laserowego strefa wpływu ciepła jest niewielka w stosunku do innych technik spawania. do mikrospawania laserowego używa się laserów impulsowych nd:yag, co2 lub laserów światłowodowych. mikrospawanie jest procesem powtarzalnym, dającym efektywne spoiny i poddającym się automatyzacji. słowa kluczowe: laser; spawanie; spajanie; mikrospawanie abstract the paper presents some aspects of laser micro-welding. it is a very precise technique of joining materials which finds very wide application in the industry. the production of micro and meso elements is today one of the leading trends of manufacturing, so laser micro-welding is widely used in industry and is an area of intensive research. dimensions of the welds formed in this process do not exceed 1 mm. due to the specificity of the laser beam the heat affected zone is small in relation to other welding techniques. for laser micro-welding pulsed laser nd:yag, co2 or fiber laser are used. laser micro-welding is a repetitive process which gives an effective weld and which gives to automate. keywords: laser; welding; bonding; micro-welding wstęp wytwarzanie mikroukładów jest obecnie jedną z najważniejszych części każdego nowoczesnego przemysłu. ze względu na bardzo szerokie zastosowanie wykorzystuje się w nim całą gamę różnego typu technologii. wśród nich poczesne miejsce zajmuje spawanie będące jedną z głównych technik łączenia elementów. odmianą bardzo często wykorzystywaną w mikroelektronice i produkcji układów mikromechanicznych jest mikrospawanie laserowe. oferuje ono wysoką jakość spoiny, brak konieczności stosowania dodatkowych topników, a także ograniczoną strefę wpływu ciepła. istotną zaletą tej metody jest możliwość łączenia różnego typu materiałów, a także nowo tworzonych materiałów kompozytowych czy polikrystalicznych. powstała spoina ma niewielką objętość, wysoką trwałość, a sam proces jest stabilny i powtarzalny [1]. mikrospawanie laserowe jest cały czas rozwijającą się dziedziną i nadal stanowi obszar intensywnych badań. ma bardzo szeroki obszar zastosowań od przemysłu motoryzacyjnego, lotniczego i kosmicznego poprzez przemysł elektroniczny, aż do medycznego [1÷3,5]. mikrospawanie może być także wykorzystywane do regeneracji różnego typu form, matryc i stempli, zwłaszcza tych stosowanych do wytwarzania mikroukładów. piotr lipiec przeglad welding technology review mikrospawanie laserowe mikrospawanie laserowe to precyzyjna, wszechstronna i zaawansowana technika wytwarzania, która jest obecnie stosowana w wielu obszarach przemysłu. w tej odmianie techniki spawania laserowego zarówno rozmiar spoiny jak i jej głębokość nie przekracza 1 mm. do tego typu operacji można stosować lasery nd:yag, co2 lub lasery światłowodowe [1,2,8,9]. w trakcie mikrospawania energia promieniowania laserowego jest deponowana w bardzo krótkim czasie na bardzo małej powierzchni, dlatego moce używanych laserów nie mogą być zbyt duże (100 – 200 w). dodatkowo mała średnica plamki rzędu od kilku do kilkudziesięciu mikrometrów pozwala na bardzo precyzyjną pracę [4,5]. w czasie procesu wymagany jest bardzo dobry kontakt pomiędzy spawanymi elementami [1,9]. proces mikrospawnia laserowego jest krótszy niż konkurencyjne metody łączenia mikroelementów i nie występuje w nim zużycie narzędzia. w przypadku automatyzacji procesu mikrospawania czas operacji łączenia elementów jest z reguły krótszy niż czas ich ustawienia w strefie obróbki. do najważniejszych zalet mikrospawania laserowego można zaliczyć [1,2]: – precyzyjne połączenie o wysokiej jakości spoinie – mała strefa wpływu ciepła, co prowadzi do minimalizacji zmian w strukturze fizykochemicznej łączonych elementów – duża prędkość procesu dr inż. piotr lipiec – instytut technologii maszyn i automatyzacji produkcji, wydział mechaniczny, politechnika krakowska. autor korespondencyjny/corresponding author: lipiec@mech.pk.edu.pl 25przegląd  spawalnictwa vol. 88 12/2016 rys. 1. schemat mikrospawania laserowego fig. 1. scheme of laser microwelding – duża elastyczność systemu pozwalająca na przenoszenie systemu laserowego między stanowiskami – spawanie może być wykonywane w różnych geometriach i między materiałami o różnych grubościach. laser nd:yag jest to laser oparty na ciele stałym. w tym przypadku jest to kryształ aluminiowo itrowy domieszkowany neodymem. akcja laserowa zachodzi w wyniku pompowania optycznego, co powoduje emisję fotonów przez kryształ. długość uzyskiwanej fali to 1064 nm. lasery te mogą pracować w trybie ciągłym i impulsowym. stosując odpowiednie układy optyczne można zmniejszać długość uzyskiwanej fali, co daję możliwość polepszenia absorpcji dla różnych materiałów. ze względu na ośrodek czynny, laser nd: yag ma bardziej kompaktowe wymiary niż lasery gazowe, co w wielu zastosowaniach ma bardzo duże znaczenie. moce uzyskiwane w impulsie są rzędu setek watów. przy pracy impulsowej można uzyskać częstotliwość pracy rzędu kiloherców, co pozwala uzyskać dużą gęstość energii w jednym impulsie przy stosunkowo małej mocy. laser światłowodowy laser światłowodowy jest to laser, w którym ośrodek czynny stanowi światłowód będący z reguły domieszkowany pierwiastkami ziem rzadkich. akcja laserowa zachodzi w wyniku pompowania optycznego diodami laserowymi. w przypadku np. lasera erbowego długość uzyskanej fali to m.in. 1,4 μm. laser światłowodowy ma niewielkie wymiary i można go bezpośrednio podłączyć do światłowodu, co pozwala na bardzo swobodne operowanie wiązką laserową. jest rozwiązaniem tańszym i wygodniejszym w użyciu niż dwa poprzednie typy laserów. można uzyskać bardzo szeroki zakres mocy od kilkudziesięciu wat do dziesiątek kilowatów, jednak wzrost mocy wiąże się ze wzrostem rozmiarów i kosztów urządzenia. laser ten można chłodzić powietrzem, co również zmniejsza koszty jego eksploatacji, dodatkowo charakteryzuje się on dużą niezawodnością i stabilnością wiązki. spawanie materiałów różnego typu w wielu zastosowaniach przemysłowych zachodzi konieczność wykonywania połączeń między różnymi metalami. stanowi to bardzo poważny problem, który spowodowany jest wieloma czynnikami. do najważniejszych należy zaliczyć różne właściwości fizyczne łączonych metali takie jak temperatura topnienia, gęstość czy przewodność cieplna. dlatego, aby uzyskać dobre połączenie należy odpowiednio dobrać metale, tak, aby krytyczne z punktu widzenia spawania właściwości były do siebie zbliżone. w przypadku złego doboru materiału może dochodzić do powstawania kruchych połączeń międzymetalicznych. istotne jest, rys. 2. spoina powstała w wyniku mikrospawania laserem nd:yag [1] fig. 2. example of weld joint made with nd:yag pulsed laser [1] w trakcie procesu światło laserowe jest absorbowane przez powierzchnię materiału, który ulega następie roztopieniu, co prowadzi do powstania spoiny. na rysunku 1 przedstawiony jest schemat mikrospawania laserowego. najlepsze efekty uzyskuje się przy zastosowaniu laserów impulsowych, które charakteryzują się dużą energią przekazywaną w jednym impulsie. z reguły proces mikrospawania zachodzi w atmosferze gazów osłonowych, co zabezpiecza przed reakcją przetapianego materiału ze składnikami powietrza. powstałe połączenia charakteryzują się niewielką objętością i wysoką trwałością [1÷3]. lasery stosowane w mikrospawaniu w mikrospawaniu można stosować różnego typu lasery. do najczęściej spotykanych należą impulsowe lasery nd:yag, lasery diodowe, światłowodowe czy co2 . nie ma jednego uniwersalnego lasera, który podoła wszystkim zadaniom związanym z mikrospawaniem. wybór odpowiedniego zależy od rodzaju spawanych materiałów, precyzji spawania, możliwości doprowadzenia promienia laserowego do obszaru roboczego czy kosztu całego systemu laserowego. za każdym razem stosowany system laserowy musi być dobrany do konkretnego przypadku uwzględniającego jego specyfikę. istotną cechą jest typ promieniowania użytego lasera uwzględniającą stopień absorpcji danej długości fali przez spawany materiał, energię przekazywaną w impulsie czy średnicę plamki [7]. odpowiedni dobór tych parametrów pozwala na uzyskanie dużej gęstości energii na spawanej powierzchni, zmniejszonej strefy wpływu ciepła oraz dużej prędkości procesu. poniżej zostanie przedstawiona krótka charakterystyka trzech wybranych typów laserów. laser co2 laser co2 jest laserem gazowym, w którym ośrodek czynny stanowi dwutlenek węgla. pod wpływem wyładowań elektrycznych dochodzi do wzbudzeń oscylacyjno-rotacyjnych cząsteczek ośrodka, które wracając do stanu stabilnego, emitują fotony. długość uzyskiwanej fali to 10,6 μm. mogą one pracować w trybie ciągłym lub impulsowym. moce uzyskiwane przez lasery gazowe wynoszą od kilkudziesięciu wat do kilkuset kilowatów. 26 przegląd  spawalnictwa vol. 88 12/2016 aby objętość przetopionego materiału była jak najmniejsza. powstały po przetopieniu spaw z reguły jest heterogeniczny chemicznie, chociaż mogą powstawać struktury homogeniczne, jednak jest to rzadkością. jest to spowodowane różnymi właściwościami spawanych materiałów, których dobór wynika z konieczności wykonania połączenia, a nie uzyskania konkretnego stopu [1]. do mikrospawania materiałów różnego typu stosuje się najczęściej impulsowe lasery nd:yag [1,2,9]. ze względu na swoją charakterystykę bardzo dobrze nadają się do tego typu operacji. jako że w każdym impulsie jest przekazywana bardzo duża energia, można dokładnie kontrolować temperaturę w obszarze spawania, co pozwala na kontrolę głębokości, a także szerokości powstałego spawu. również charakterystyka impulsu, czyli bardzo szybkie narastanie na jego początku i szybkie opadanie na jego końcu powoduje, że proces przetapiania następuje w bardzo krótkim czasie, dzięki czemu można uzyskać dobrą spoinę (rys. 2). oprócz laserów nd:yag można wykorzystywać do mikrospawania różnych materiałów lasery światłowodowe. pozwalają one na uzyskanie większej gęstości mocy, mniejszej strefy wpływu ciepła, a także mniejszej objętości przetopionego materiału. w rzeczywistości mikrospawanie materiałów różnego typu jest trudne do wykonania w warunkach przemysłowych i nadal znajduje się na etapie intensywnych badań, a ilość komercyjnych zastosowań tej odmiany jest znikoma [1]. defekty połączeń w procesie mikrospawania laserowego bardzo często łączone elementy mają niewielkie wymiary, co powoduje, że proces wymaga zastosowania bardzo dużej precyzji zarówno z punktu widzenia doboru parametrów, jak i zastosowanego oprzyrządowania. błędy w planowaniu i wykonaniu mogą prowadzić do powstania defektów w otrzymanej spoinie [1,2]. w trakcie mikrospawania laserowego mogą powstawać defekty połączeń charakterystyczne dla procesu spawania takie jak pęknięcia, rozpryski, przepalenia, porowatość itp. (rys. 3.) są one spowodowane najczęściej utlenianiem, zbyt wysoką temperaturą przetopienia lub źle dobraną temperaturą do spawanych stopów, a także źle dobraną długością impulsu lasera (lub czasem nagrzewania w przypadku laserów o działaniu ciągłym). w przypadku spawania różnego typu materiałów dochodzą defekty wywołane ich różnymi właściwościami fizycznymi (rys. 4). rys. 3. porowatość i rozpryski powstałe w wyniku nieodpowiedniego doboru parametrów [1] fig. 3. porosity and spatter formed during laser welding [1] rys. 4. obraz sem mikropęknięć. spoina między stopem aluminium a miedzią [1] fig. 4. sem micrograph of the micro cracking. the weld between aluminium alloy and pure copper [1] sposobem na pozbycie się defektów jest odpowiedni dobór parametrów spawania, a także zastosowanie odpowiedniego oprzyrządowania. dodatkowo, aby uniknąć defektów, wprowadza się osłonę z gazów obojętnych, co pozwala na wyeliminowanie procesu utleniania, czy wpływu zanieczyszczeń pochodzących z powietrza, co w przypadku mikrospawania ma duże znaczenie [1,2,9]. zastosowanie mikrospawania laserowego mikrospawanie laserowe pozwala na bardzo dokładną kontrolę procesu, zapewnia jego stabilność, powtarzalność, a także daje się łatwo automatyzować. niewielka strefa wpływu ciepła, kontrolowana temperatura, a także rys. 5. kapsułki z radioizotopami spawane laserowo [1] fig. 5. laser welded capsules with radioactive isotopes [1] rys. 6. kapsułki z radioizotopami spawane laserowo [1] fig. 6. laser welded capsules with radioactive isotopes [1] 27przegląd  spawalnictwa vol. 88 12/2016 niewielkie objętości powstałej spoiny oraz jej zwartość pozwala na stosowanie tej techniki w bardzo wielu obszarach wytwarzania (rys. 5 i 6). najczęściej jest ona stosowana w przemyśle [1,2]: – samochodowym (układy mems w poduszkach powietrznych, układach zapłonowych, bateriach itp.), – medycznym (aparaty słuchowe, rozruszniki serca, narzędzia chirurgiczne, implanty itp.), – elektronicznym (dyski twarde, telefony komórkowe, ogniwa paliwowe i słoneczne itp), – w jubilerstwie, wytwarzaniu czujników, w produkcji mems. mikrospawanie laserowe jest wykorzystywane wszędzie tam, gdzie wymagana jest duża precyzja wykonanego połączenia, jego hermetyczność (w przypadku zamkniętych elementów jak obudowy np. ogniw paliwowych czy rozruszników serca), oraz niewielki rozmiar wykonanej spoiny. w przypadku łączenia mikroelementów elektronicznych i elektromechanicznych jest właściwie jedyną dostępną technologią, którą można w łatwy sposób automatyzować. podsumowanie mikrospawanie laserowe jest obecnie dynamicznie rozwijającą się i bardzo szeroko stosowaną techniką łączenia elementów. ze względu na postępującą miniaturyzację jest stosowane w praktycznie każdej gałęzi przemysłu. jej właściwości sprawiają, że powstająca spoina ma małą objętość, dużą wytrzymałość, a strefa wpływu ciepła jest niewielka. proces ten bardzo dobrze nadaje się do automatyzacji. najczęściej wykorzystuje się w nim impulsowe lasery nd:yag i światłowodowe, które ze względu na swoją kompaktową budowę pozwalają na konstrukcję zwartych i elastycznych stanowisk roboczych. do najważniejszych wyzwań stojących przed tą techniką jest dobre opanowanie spawania różnego typu materiałów o różnych właściwościach fizycznych i mechanicznych nie tylko w skali laboratoryjnej, ale i w realiach produkcyjnych. lepsze zrozumienie procesu pozwoli na wykonywanie wysokiej jakości spawów dla szerokiej gamy różnego typu materiałów. literatura [1] m. naeem, “developments in laser microwelding technology” woodhead publishing limited, 2013. [2] s. matsuoka, y. okamoto, a. okada, “influence of weld bead geometry on thermal deformation in laser micro-welding” procedia cirp 6, s.492-497, 2013. [3] x. jang, s. chandrasekar, c. wang, “a laser microwelding method for assembly of polymer based microfluidic devices” optics and lasers in engineering 66, s.98-104, 2015. [4] a. hozoorbakhsh, m. i. s. ismail, n. b. a. aziz, “a computational analysis of heat transfer and fluid flow in high-speed scanning of laser microwelding” international communications in heat and mass transfer 68, s.178-87, 2015. [5] a. hozoorbakhsh, m. i. s. ismail, a. a. d. m. sarhan, a. bahadoran, n. b. a. aziz “an investigation of heat transfer and fluid flow on laser micro-welding upon the thin stainless steel sheet (sus304) using computational fluid dynamics (cfd)” international communications in heat and mass transfer 75 s.328-340, 2016. [6] d. triantafyllidis, m.j.j. schmidt, l. li, “comparison of high power diode laser and nd:yag laser microwelding of k-type thermocouples” journal of materials processing technology 138 s.102-108, 2003. [7] s. kaierle, l. overmeyer, c. hoff, p. herzog, j. hermsdorf, “conditioning of copper material surfaces increasing the efficiency of continuous wave laser microwelding” cirp journal of manufacturing science and technology 14 s.66-70, 2016. [8] i. geoffray, r. bourdenet, m. theobald, “laser micro-welding” applied to target manufacturing. physics procedia 12 s.363-369, 2011. [9] s. nakashiba, y. okamoto, t. sakagawa, s. takai, a. okada, “micro-welding of copper plate by frequency doubled diode pumped pulsed nd:yag laser:. physics procedia 39 s.577-584, 2012. ps 11 2017 art 70 przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 wykorzystanie szumu barkhausena w ocenie twardości  warstw nawęglanych oraz hartowanych indukcyjnie   na stali ams 6414 using of barkhausen noise in hardness evaluation of carburized and inductively tempered layers on ams 6414 steel mgr inż. krzysztof fryczowski – politechnika śląska; dr hab. inż. maciej roskosz, prof. agh – agh akademia górniczo-hutnicza;  dr inż. dominik kukla – instytut podstawowych problemów techniki pan; dr inż. maciej szwed– politechnika warszawska. autor korespondencyjny/corresponding author: krzysztof.fryczowski@polsl.pl streszczenie analizowano możliwości określenia zmian twardości warstw nawęglanych i hartowanych indukcyjnie na podstawie wielkości ilościowo opisujących szum barkhausena. badania przeprowadzono na zestawie trzech próbek o stałej grubości warstwy nawęglanej (1,2 mm) o różnych wartościach twardości. pomiary przeprowadzono dla trzech konfiguracji aparatury meb-4c mag-lab s.c. różniących się częstotliwością prądu magnesującego. analizowano obwiednię szumu barkhausena i jej punkty charakterystyczne, energię, rms, periodogramy fft oraz rozkłady liczby zdarzeń. uzyskano interesujące korelacje diagnostyczne mogące posłużyć w rozwiązywaniu zagadnień odwrotnych badań nieniszczących. słowa kluczowe: twardość; szum barkhausena; zagadnienie odwrotne abstract the possibility of hardness changes determination of carburized and induction hardened layers using quantities describing barkhausen noise quantitatively was analyzed. the studies were carried out on three samples of constant thickness of carburized layer (1.2 mm) with different hardness values. measurements were made for three configurations of meb4-c device provided by mag-lab s.c. that differed in magnetization frequency. the barkhausen noise envelope and its characteristic parameters, energy, rms, fft periodograms and event distributions were analyzed. interesting diagnostic correlations have been obtained which can be used to solve the non-destructive testing inverse problems. keywords: hardness; barkhausen noise; inverse problems wprowadzenie w trakcie tradycyjnego pomiaru twardości wgłębnik twardościomierza odkształca plastycznie fragment powierzchni, na której dokonywany jest pomiar. w przypadkach niektórych elementów takie uszkodzenie powierzchni jest niedopuszczalne. w innych przypadkach odkształcenie plastyczne powierzchni nie stanowi problemu eksploatacyjnego, natomiast uniemożliwia przeprowadzania pomiaru twardości dokładnie w tym samym miejscu, co stanowi problem diagnostyczny. rozwiązanie tych problemów jest możliwe przez zastosowanie tzw. zagadnień odwrotnych badań nieniszczących, w których właściwości mechaniczne określane są na podstawie innych wielkości fizycznych. celem badań zaprezentowanych w artykule była analiza możliwości opracowania zależności diagnostycznych pomiędzy wielkościami ilościowo opisującymi szum barkhausena a twardością vickersa hv0,5 zmierzoną na powierzchni zestawu krzysztof fryczowski, maciej roskosz, dominik kukla, maciej szwed przeglad welding technology review trzech próbek, ze stali ams 6414 o różnej twardości. badania dotyczące wykorzystania szumu barkhausena w ocenie twardości prowadzone są obecnie w ośrodkach badawczych i obejmują analizy rozkładu twardości w funkcji odległości od powierzchni próbki [1,2], rozkładu twardości w spoinie i w strefie wpływu ciepła [3] oraz wpływu odkształcenia plastycznego oraz wpływu eksploatacji na zmiany twardości [4]. szczegóły badań badania przeprowadzono na zestawie trzech próbek, ze stali ams 6414, poddanych procesowi nawęglania, w atmosferze o różnym stężeniu węgla, a następnie hartowaniu. w wyniku tych procesów otrzymano próbki o różnej twardości i stałej grubości warstwy nawęglanej równej 1,2 mm. doi:.http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v89i11 .837 71przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 powierzchnia próbek została przygotowana do badań poprzez szlifowanie [5]. rdzeń próbek ma strukturę martenzytyczną. w przypadku warstw widoczne jest coraz większe rozdrobnienie martenzytu wraz ze wzrostem twardości. wynika to z faktu zwiększenia ilości miejsc zarodkowania martenzytu podczas hartowania wraz ze wzrostem zawartości węgla w warstwie nawęglonej, co w konsekwencji prowadzi do ograniczenia jego rozrostu. dodatkowo w najtwardszej warstwie można odnotować obecność wydzieleń cementytu [5]. pomiary szumu barkhausena wykonywano przy użyciu systemu pomiaru, analizy i rejestracji impulsów napięciowych natężenia barkhausena meb-4c firmy mag-lab s.c. pomiary przeprowadzono dla kierunku magnesowania równoległego i prostopadłego do kierunku śladów szlifowania dla trzech konfiguracji ustawień urządzenia pomiarowego – szczegółowe informacje zawarto w tablicy i. wynikiem pomiaru jest czasowy rozkład napięcia szumu barkhausena ubn. na rysunku 1 przedstawiono jeden pełny cykl przemagnesowania. linia niebieska to przebieg prądu magnesującego, kolorem szarym zaznaczono nieprzetworzony, zarejestrowany w urządzeniu pomiarowym szum barkhausena, linia koloru czarnego to wyznaczona obwiednia szumu barkhausena. zmiany natężenia prądu magnesującego mają przebieg trójkątny symetryczny. w pełnym cyklu zmian można wyróżnić połowę cyklu, w którym wartość natężenia prądu maleje (oznaczenie i ) i połowę cyklu, w którym natężenie prądu rośnie (oznaczenie i ). tablica i. szczegóły konfiguracji pomiarowej table i. details of the measurement configurations tablica ii. wyniki pomiarów twardości hv0.5 table ii. results of hv0.5 hardness measurements rys. 1. szczegółowy opis pojedynczego cyklu przemagnesowania fig. 1. a detailed description of a single magnetization cycle rys. 2. sposób wyznaczania wielkości charakterystycznych obwiedni szumu barkhausena fig.  2. method of determination of bn envelopes charateristic parameters oznaczenie konfiguracji konfiguracja c1 konfiguracja c2 konfiguracja c3 częstotliwość próbkowania fp [khz] 800 800 800 amplituda prądu magnesującego [ma] 200 200 200 częstotliwość prądu magnesującego [hz] 2,02 5,31 10,4 wzmocnienie sygnału 50 db 50 db 25 db liczba cykli przemagnesowania 5 15 25 oznaczenie  próbki wyniki pomiarów hv0,5 wartość średnia  hv0,5 odchylenie  standardowe 1 757 749 746 768 748 757 740 757 757 753 753,2 7,40 2 815 800 809 789 801 809 803 814 815 803 805,8 7,82 3 834 827 827 821 851 846 821 853 846 836 836,2 11,53 badania mikrotwardości na powierzchni warstw nawęglanych próbek wykonano przy pomocy mikrotwardościomierza zwick roel a wyniki pomiarów pokazano w tablicy ii. analiza wyników analiza obwiedni przebiegu czasowego mbn obwiednię otrzymano w wyniku operacji uśredniania wygładzającego na wartościach bezwzględnych impulsów napięciowych ubni. wykorzystano do tego celu operację wielokrotnego filtrowania wygładzającego przy wykorzystaniu filtru savitzkiego-golaya. przeprowadzono 10 iteracji wygładzania wielomianem 3-go stopnia o różnej szerokości okna dla poszczególnych konfiguracji (c1-1500, c2-300 próbek, c3-100 próbek). następnie uśredniono wartości obwiedni z kilku cykli przemagnesowania (szczegóły w tabl. i) odpowiadające tym samym wartościom prądu magnesującego. do analizy wybrano fragmenty obwiedni odpowiadające połowie cyklu przemagnesowania, w którym wartość natężenia prądu maleje i . można w nich wyróżnić lokalne ekstrema, które można scharakteryzować poprzez ich wartości odpowiadające napięciu obwiedni peakval i miejsca ich występowania odpowiadającą natężeniu prądu magnesującego peakpos co graficznie zostało przedstawione na rysunku 2. ↑ ↑ ↑ im uen 72 przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 0 -20 -40 -60 -80 -100 0,8 0,6 0,4 0,2 0 u en  [v ] im [ma] rys.  6.  zależność pomiędzy twardością i peakpos dla ekstremum e2 – konf. c3 fig.  6. dependence between hardness and peakpos values for extremum e2 – conf. c3 rys.  7.  zależność pomiędzy twardością i peakpos dla ekstremum e3 – konf. c3 fig.  7. dependence between hardness and peakpos values for extremum e3 – conf. c1 rys.  5.  zależność pomiędzy twardością i peakpos dla ekstremum e1 – konf. c3 fig.  5. dependence between hardness and peakpos values for extremum e1 – conf. c1 rys.  3.  fragmenty obwiedni szumu barkhausena reprezentatywne dla konfiguracji c1 i c2 fig. 3. fragments of bn envelopes representative for c1 and c2 configuration rys. 4.  fragmenty obwiedni szumu barkhausena reprezentatywne dla konfiguracji c3 fig. 4. fragments of bn envelopes representative for c3 configuration w przypadku konfiguracji c1 i c2, obwiednie charakteryzują się występowaniem dwóch lokalnych ekstremów, natomiast dla konfiguracji c3 trzech. miejsca ich występowania przykładowo dla konfiguracji c1 pokazano na rysunku 3, a dla konfiguracji c3 na rysunku 4. w przypadku konfiguracji c1 i c2 zmiany peakpos dla ekstremum e1 i e2 nie umożliwiają opracowania korelacji diagnostycznej. dla konfiguracji c3 w przypadku ekstremum 1 (rys. 5) wzrostowi twardości towarzyszy przesuwanie się wartości maksymalnej peakval w kierunku niższych wartości natężenia prądu magnesującego, natomiast dla ekstremum e2 występuje zależność odwrotna (rys. 6). ekstremum e3 zostało zaobserwowane tylko dla konfiguracji c3. wyższym wartościom twardości odpowiada większa wartość bezwzględna natężenia prądu magnesującego peakpos (rys. 7). w przypadku analizy wartości maksymalnej obwiedni peakval dla ekstremum e1 dla konfiguracji c1 i c2 większym wartościom twardości odpowiadają mniejsze wartości maksymalne obwiedni szumu barkhausena peakval, natomiast dla konfiguracji c3 brak jednolitego trendu zmian. przykładową zależność pomiędzy twardością a peakval pokazano na rysunku 8. wartość peakval dla ekstremum e2 umożliwia opracowanie korelacji jedynie dla konfiguracji c3 – przykład na rysunku 9. na rysunku 10 pokazano zależność pomiędzy twardością i peakval dla ekstremum e3 obwiedni szumu barkhausena. większym wartościom twardości odpowiadają niższe wartości peakval. analiza zmian energii szumu barkhausena energia szumu barkhausena zwana również jego intensywnością definiowana jest jako suma iloczynów kwadratu kolejnych impulsów napięciowych ubni i kroku czasowego, wynikającego z częstotliwości próbkowania fpr, wyrażoną w postaci (1): ebn= σ [(ubni)2•∆t], ∆t=1/fpr (1) gdzie: n – liczba próbek sygnału szumu barkhausena zarejestrowanego dla jednego cyklu przemagnesowania. na rysunkach od 11 do 13 pokazano zależności pomiędzy twardością i energią ebn obwiedni szumu barkhausena. dla wszystkich kierunków magnesowania i wszystkich konfiguracji występuje jednakowy trend zmian – wyższym wartościom twardości odpowiadają niższe wartości energii ebn. otrzymane współczynniki determinacji korelacji liniowej r2 pomiędzy twardością i wartościami średnimi energii ebn mieszczą się w przedziale od 0,898 do 0,999. podobne, pozytywne wyniki otrzymano przy analizie wartości skutecznej urms. n i=1 0 -20 -40 -60 -80 -100 2 1,6 1,2 0,8 0,4 0 0,2 0,1 0 2 1 0 -85 -90 -95 -100 -40 -50 -60 u en  [v ] im [ma] -48 -50 -52 -54 -56 -58 880 840 800 760 720 h v 0, 5 peakpos [ma] 880 840 800 760 720 -86 -88 -90 -92 -94 -96 peakpos [ma] 880 840 800 760 720 -92 -94 -96 -98 -100 peakpos [ma] h v 0, 5 h v 0, 5 73przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 rys.  9.  zależność pomiędzy twardością i peakval dla ekstremum e2 – konf. c3 fig. 9. dependence between hardness and peakval values for extremum e2 – conf. c3 rys.  10.  zależność pomiędzy twardością i peakval dla ekstremum e3 – konf. c3 fig. 10. dependence between hardness and peakval values for extremum e3 – conf. c3 rys.  8.  przykładowa zależność pomiędzy twardością i peakval dla ekstremum e1 fig. 8. exemplary dependence between hardness and peakval values for extremum e1 rys.  12.  zależność pomiędzy twardością i ebn – konf. c2 fig.  12. dependence between hardness and ebn values – conf. c2 rys.  13.  zależność pomiędzy twardością i ebn – konf. c3 fig. 13. dependence between hardness and ebn values – conf. c3 rys.  11.  zależność pomiędzy twardością i ebn – konf. c1 fig.  11. dependence between hardness and ebn values – conf. c1 analiza liczby zdarzeń szumu barkhausena zmierzony sygnał szumu barkhausena stanowi zbiór impulsów napięciowych, wśród których możemy wyróżnić tzw. zdarzenia. dla ustalonego progu napięciowego, wystąpienie zdarzenia określane jest na podstawie 3 kolejnych próbek sygnału, których wartości są wyższe od tego progu i w którym próbka środkowa ma wartość wyższą od próbek skrajnych. uśrednione rozkłady liczby zdarzeń w funkcji napięcia dyskryminacji ug opracowano dla trzech konfiguracji, a w każdej z nich dla dwóch kierunków magnesowania. dla poszczególnych twardości można wyróżnić obszary, w których liczba zdarzeń różni się między sobą. podobnie jak dla analizy częstotliwościowej analizowano rozkład współczynnika r2 korelacji liniowej pomiędzy liczbą zdarzeń i twardością w funkcji napięcia dyskryminacji ug – przykład na rysunku 18. dla każdej konfiguracji wybrano napięcie dyskryminacji dla którego wartości r2 dla obu kierunków magnesowania świadczą o dobrej korelacji z twardością hv. zależności te przedstawiono na rysunkach od 19 do 21. analiza częstotliwościowa szumu barkhausena  z wykorzystaniem fft zadaniem analizy częstotliwościowej jest badanie parametrów i właściwości sygnału poprzez analizę jego struktury częstotliwościowej, umożliwioną dzięki zastosowaniu transformacji fouriera, w wyniku której otrzymujemy tzw. widmo częstotliwościowe sygnału, prezentujące miarę korelacji (podobieństwa) sygnału analizowanego do poszczególnych zespolonych funkcji harmonicznych. uśrednione periodogramy fft otrzymano dla trzech konfiguracji, a w każdej z nich dla dwóch kierunków magnesowania. dla poszczególnych twardości można wyróżnić obszary, w których amplitudy składowych częstotliwościowych różnią się między sobą. opracowano algorytm wyznaczania współczynnika determinacji liniowej r2 pomiędzy wartościami amplitudy dla poszczególnych składowych częstotliwościowych periodogramów odpowiadających trzem wartościom twardości a twardością. w wyniku tego otrzymano rozkład wartości r2 w funkcji częstotliwości. umożliwia to wybór częstotliwości bądź zakresu częstotliwości, w których korelacja liniowa pomiędzy wartościami amplitudy widma a twardością jest najlepsza – przykład na rysunku 14. dla każdej konfiguracji wybrano jedną częstotliwość, dla której wartości r2 dla obu kierunków magnesowania świadczą o dobrej korelacji z twardością hv. zależności te przedstawiono na rysunkach od 15 do 17. 0,2 0,450,4 0,40,50,6 0,550,8 0,80,61 0,651,2 1,2 1,6 20,71,4 880 840 800 760 720 880 840 800 760 720 880 840 800 760 720 h v 0, 5 h v 0, 5 h v 0, 5 peakval [v] peakval [v] peakval [v] 80 90 100 150 0170 40110 160 20180 60120 190 80130 200 100210 880 840 800 760 720 880 840 800 760 720 880 840 800 760 720 h v 0, 5 h v 0, 5 h v 0, 5 ebn ebn ebn 74 przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 rys.  16.  zależność pomiędzy twardością i amplitudą składowej 20,4 khz – konf. c2 fig. 16. dependence between hardness and amplitude of 20.4 khz frequency component – conf c2 rys.  15.  zależność pomiędzy twardością i amplitudą składowej 33,1 khz – konf. c1 fig. 15. dependence between hardness and amplitude of 33.1 khz frequency component – conf. c1 rys.  17.  zależność pomiędzy twardością i amplitudą składowej 4,2 khz – konf. c3 fig. 17. dependence between hardness and amplitude of 4.2 khz frequency component – conf c3 rys.  18.  przykładowe wyniki analizy liczby zdarzeń: a) uśrednione rozkłady całkowitej liczby zdarzeń dla poszczególnych twardości, b) rozkład współczynnika r2 fig. 18. exemplary results of number of events analysis: a) averaged number of total events distributions for individual hardness values, b) r2 coefficient distribution rys. 14. wyniki analizy częstotliwościowej: a) uśrednione periodogramy fft dla poszczególnych twardości, b) rozkład współczynnika r2 fig. 14. exemplary results of frequency analysis: a) averaged fft periodograms for individual hardness values, b) r2 coefficient distribution 00 1010 55 1515 2020 10 8 6 4 2 0 1 0,8 0,6 0,4 0,2 0 a ff t [ m v ] f [khz] f [khz] r2 1,2 3,4 21,4 3,8 61,3 3,6 41,5 41,6 4,2 8 880 840 800 760 720 h v 0, 5 afft [mv] afft [mv] afft [mv] 880 840 800 760 720 h v 0, 5 880 840 800 760 720 h v 0, 5 ug [v] ug [v] 3000 2000 1000 0 1 0,8 0,6 0,4 0,2 0 n oe to t 0,6 0,60,8 0,81 11,2 1,21,4 1,41,6 1,6 r2 75przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 podsumowanie  w celu opracowania korelacji umożliwiających wyznaczenie twardości na podstawie pomiarów szumu barkhasuena analizowano obwiednię szumu barkhausena i jej punkty charakterystyczne, energię, rms, periodogramy fft oraz rozkłady liczby zdarzeń. uzyskano interesujące korelacje diagnostyczne mogące posłużyć w rozwiązywaniu zagadnień odwrotnych badań nieniszczących. dobre i bardzo dobre korelacje uzyskano dla energii i wartości skutecznej szumu barkhausena, całkowitej liczby zdarzeń dla wybranych wartości napięcia dyskryminacji. umożliwia to wielowariantową analizę sygnału diagnostycznego a przez to zwiększa pewność wyznaczania twardości na podstawie pomiarów szumu barkhasuena. w potencjalnych aplikacjach tych korelacji należy pamiętać o uwzględnieniu czynników wpływających na sygnał diagnostyczny, np. chropowatość i kształt powierzchni, wpływ krawędzi elementu. przedstawione.w.artykule.wyniki.zostały.uzyskane.w.badaniach.finansowanych. przez.narodowe.centrum.nauki.w.ramach.umowy.umo-2014/15/b/st8/00203. oraz.w.ramach.projektu.opus.o.numerze.rej ..2014/15/b/st8/0436 . literatura [1] moorthy v., shaw b.a., evans j.t. : evaluation of tempering induced changes in the hardness profile of case-carburised en36 steel using magnetic barkhausen noise analysis, ndt&e international, 36(1), pp. 43-49, 2003. [2] stupakov o., perevertov o., tomas i., skrbek b.: evaluation of surface decarburization depth by magnetic barkhausen noise technique, journal of magnetism and magnetic materials, 323(12), pp. 1692-1697, 2011. [3] vourna p. , ktena a., tsakiridis p. e., hristoforou e.: a novel approach of accurately evaluating residual stress and microstructure of welded electrical steels, ndt&e int., vol. 71, pp. 33-42, 2015. [4] roskosz m., fryczowski k.: wykorzystanie szumu barkhausena jako metody pomiaru twardości materiału ferromagnetycznego, przegląd spawalnictwa, vol. 88, no 10, 2016, s. 143-145. [5] kukla d., piotrowski l., szwed m.: ocena twardości warstw nawęglanych i hartowanych indukcyjnie na stali ams 6414 z zastosowaniem magnetycznych technik nieniszczących, przegląd spawalnictwa, vol. 88, no 10, 2016, s. 46-50. rys.  20.  zależność pomiędzy twardością i całkowitą liczbą zdarzeń powyżej progu dyskryminacji ug=0,97 v – konf. c2 fig. 20. dependence between hardness and total numer of events – treshold voltage ug=0.97v – conf. c2 rys.  19.  zależność pomiędzy twardością i całkowitą liczbą zdarzeń powyżej progu dyskryminacji ug=1 v – konf. c1 fig. 19. dependence between hardness and total numer of events – treshold voltage ug=1v – conf. c1 rys.  21.  zależność pomiędzy twardością i całkowitą liczbą zdarzeń powyżej progu dyskryminacji ug=0,2 v – konf. c3 fig. 21. dependence between hardness and total numer of events – treshold voltage ug=0.2v – conf. c3 400 520 80560 120600 160640 200680 720600 800 1000 noetot noetot noetot 880 840 800 760 720 880 840 800 760 720 880 840 800 760 720 h v 0, 5 h v 0, 5 h v 0, 5 201106 37przegląd spawalnictwa 6/2011 wstęp współcześnie. drgania. mechaniczne. znajdują. zastosowanie.w.wielu.procesach.wytwarzania..najważniejsze.z.nich.to.metalurgia,.klejenie,.zgrzewanie.ultradźwiękowe,. lutowanie. i. w. ograniczonym. zakresie. procesy.spawania..najczęściej.ich.częstotliwość.mieści.się.w.przedziale.20÷100.000.hz..drgania.o.niskiej. częstotliwości. rzadko. można. spotkać. w. zastosowaniach.technologicznych..fale.ultradźwiękowe.stosuje. się. za. to. znacznie. częściej. w. procesie. zgrzewania.. i.w.celach.diagnostycznych..są.one.ważnym.narzędziem. współczesnej. inżynierii. materiałowej,. elektrotechniki.i.telekomunikacji.i.wykorzystuje.się.je.w.wielu. gałęziach.przemysłu.oraz.medycynie,.wciąż.znajdując. nowe. zastosowania.. zastosowanie. drgań. ultradźwiękowych.do.wspomagania.konwencjonalnych.procesów. spawalniczych. nie. jest. już. tak. powszechne.. dzieje.się.tak.z.kilku.powodów..pierwszy.z.nich.dotyczy.problemu.technicznego.z.wprowadzaniem.drgań. w.pobliżu.strefy.wysokiej. temperatury,. jaka.towarzyszy.procesom.spawania.i.procesom.metalurgicznym.. kolejny.problem.to.brak.informacji.o.charakterystyce. rzeczywistego.widma.drgań.w.miejscu.spawania,.jakie.powstają.w.konkretnym.układzie.geometrycznym. złożonym.przykładowo.z.ukosowanych.elementów.łączonych..ponadto.postać.wprowadzanych.drgań.ulega.ciągłej.przemianie.przy.przejściu.z.fazy.stałej.do. ciekłej. i. odwrotnie.. wpływ. tych. zjawisk. na. strukturę.. i. właściwości. złączy. nie. został. jeszcze. dostatecznie. poznany..dlatego.ocena,.czy.efekty.uzyskane.w.wyniku.zastosowania.drgań.mechanicznych.będą.korzystne,. czy. nie,. zależeć. będzie. od. wzajemnego. usytuowania.elementów.łączonych,.podatności.spawanego. materiału.na.sprężyste.oraz.niesprężyste.oddziaływanie.struktury,.a.także.od.parametrów.i.rodzaju.drgań.. z.tych.powodów.zastosowanie.drgań.mechanicznych. zniechęca. potencjalnych. badaczy. do. prowadzenia. prac. nad. ich. oddziaływaniem. ze. środowiskiem. spawanym..trudności. te.nie.powinny.jednak.być.powodem.do.zaniechania.prac.badawczych.w.tym.zakresie,. gdyż. potencjalne. korzyści. płynące. ze. wspomagania. procesów. spawalniczych. drganiami. mechanicznymi. są.niezwykle.obiecujące..wielu.badaczy.uzyskało.znaczącą.poprawę.właściwości.mechanicznych.i.strukturalnych.złączy.spawanych.w.procesie.wspomaganym. drganiami.mechanicznymi. zastosowanie. drgań. mechanicznych. w. metalurgii.. i.spawalnictwie.można.rozpatrywać.w.kilku.aspektach:. poprawiania.struktury.w.procesie.rafinacji. i.krzepnięcia,. odzysku. stopów. z. żużli. piecowych,. czyszczenia. powierzchni. i. rozpraszania. zarodników. krystalizacji,. poprawiania.zwilżalności.w.procesach.lutowania,.rozdrobnienia. ziarna. i. poprawy. właściwości. mechanicznych. złączy. spawanych.. umiejętne. zastosowanie. drgań.mechanicznych.w.procesach.zgrzewania.rezystancyjnego. czy. dyfuzyjnego. może. także. przyczynić. się.do.poszerzenia.strefy.dyfuzji.w.stanie.stałym.pomiędzy. łączonymi.materiałami..ponadto.drgania.mechaniczne.można.wykorzystać.do.podniesienia.poziomu.energii.układu.powyżej.energii.aktywacji.procesu. spajania,. czy. wreszcie. do. odprężania. wibracyjnego. złączy.spawanych. arkadiusz.krajewski drgania mechaniczne w procesach spawalniczych mechanical vibrations in the welding processes dr inż. arkadiusz krajewski –. politechnika. warszawska. streszczenie w.artykule.przedstawiono.aktualny.stan.zagadnienia. dotyczący.wspomagania.klasycznych.procesów.spawalniczych.drganiami.mechanicznymi..omówiono.także.wybrane.wyniki.prac.własnych.w.zakresie.wpływu.drgań.mechanicznych.na.budowę.i.właściwości.struktur.spawalniczych. abstract the.current.state.of.knowledge.of.the.mechanical.vibration. supporting. conventional. welding. processes. was. presented..the.self.research.results.according.to.mechanical.vibration.influent.on.structure.and.properties.of.welding.joints.were.also.described. 38 przegląd spawalnictwa 6/2011 zastosowanie drgań w metalurgii już. w. 1930. r.. w. opisano. zastosowania. drgań.. w.metalurgii.i.odlewaniu.szkliw,.z.czego.wynika,.że. oddziałują. one. zarówno. w. fazie. ciekłej,. na. etapie. krzepnięcia,.jak.i.w.fazie.stałej.[1]..podczas.oddziaływania.drgań.na.płynne.stopy.uzyskuje.się.pozytywne. efekty. w. postaci. odgazowania. i. lepszej. spoistości,. minimalizując. zjawisko. powstawania. jam. skurczowych.. ponadto,. przez. wprowadzanie. drgań. można. doprowadzić.do.wytworzenia.stopów.metali,.które.nie. tworzą.roztworów.ciągłych,.np..al-cd,.al-pb,.fe-pb. oraz.zn-pb. podczas. krzepnięcia. wprowadzane. drgania. mechaniczne.powodują.rozdrobnienie.ziarna.i.poprawiają. jednorodność. materiału. [1÷20].. wytłumaczenia. tego. zjawiska.upatruje.się.w.występowaniu.niszczących.sił. tarcia.pomiędzy.powstającymi.krystalitami.a.roztopionym.metalem. w.fazie.stałej.drgania.mechaniczne.mogą.wpłynąć. na.osłabienie.struktury.i.wywołać.przykładowo.sztuczne.starzenie..stwierdzono.także.istotny.wpływ.drgań. na. właściwości. magnetyczne. ferromagnetyków,. objawiający. się. wzmocnieniem. magnesowania. i. jednoczesnym.zmniejszeniem.magnetyzmu.szczątkowego.. procesy.te.są.częściowo.nieodwracalne,.co.wskazuje. na.zmianę.struktury.wewnętrznej..można.je.zaobserwować.np..w.stali,.gdzie.wskaźnikiem.zmian.strukturalnych.jest.przyspieszona.dyfuzja.azotu.wywołana.osłabieniem.struktury.[12]. energia.drgań.mechanicznych,.wprowadzanych. do. ciekłego. stopu,. wywołuje. dwa. rodzaje. zjawisk:. natury.mechanicznej,.które.niszczą.front.krystalizacji.i.zwiększają.liczbę.zarodków,.oraz.natury.energetycznej,.które.powodują.wzrost.energii.wewnętrznej. stopu.[1÷20]..obydwa.rodzaje.zjawisk.wywołują.korzystną. modyfikację. mechanizmu. krystalizacji. stopu,.powodując.zmniejszenie.przechłodzenia,.skrócenie. czasu. krystalizacji,. rozdrobnienie. struktury.. i.zmianę.kinetyki.krystalizacji.stopu.oraz.skrócenie. czasu. ewentualnych. przemian. fazowych. w. stanie. ciekłym..mechanizm.oddziaływania.drgań.nie.zależy.istotnie.od.częstotliwości.w.stosowanym.zakresie.. (20÷20.000.hz),.a.jedynie.od.energii.drgań.wprowadzonej.do.jednostkowej.objętości.cieczy. w.literaturze.[21÷23].przedstawiono.próby.wprowadzania.podłużnych.drgań.ultradźwiękowych.o.częstotliwości.20.khz.i.mocach:.400,.500,.600.i.700.w.do. ciekłej. stali. 1cr18ni9ti.. uzyskano. zwiększenie. wytrzymałości.i.rozdrobnienie.struktury.podczas.zastosowania.drgań.ultradźwiękowych,.przy.czym.wzrost. ten. był. tym. większy,. im. bliżej. przetwornika. ultradźwiękowego.znajdowała.się.badana.próbka..wysnuto. wniosek,.że.głównym.czynnikiem,.od.którego.zależy. efektywne.oddziaływanie.na.ciekły.stop,.jest.chwilowa. wartość.ciśnienia.akustycznego..im.jest.ono.większe,. tym. bardziej. znaczące. zmiany. zachodzą. podczas. krzepnięcia.stopu. drgania mechaniczne w procesach spawalniczych w. procesach. spawania. występują. istotne. ograniczenia.w.stosowaniu.drgań.mechanicznych.o.częstotliwościach.ultradźwiękowych..wynikają.one.z.następujących.powodów: –. technicznych.trudności.z.wprowadzeniem.drgań.do. ciekłego.metalu.przy.wysokiej.temperaturze.źródła. ciepła.z.wyjątkiem.zastosowania.lasera.jako.źródła. ciepła.oraz.drgań.jednocześnie.[24], –. ograniczonego. oddziaływania. drgań. na. skutek. zmian. ciśnienia. akustycznego. fali. wraz. z. oddalaniem.się.od.źródła.drgań.[21], –. problem. synchronizacji. momentu. oddziaływania. drgań.w.stosunku.do.odpowiednich.faz.krzepnięcia. jeziorka.spawalniczego.od.czego.zależy.rodzaj.oddziaływania.drgań.z.fazą.ciekłą.lub.stałą.[25], –. zagrożenia.rozproszenia.(wyrzutu).jeziorka.ciekłego.metalu.w.efekcie.powstawania.kawitacji.i.naruszenia.sił.spójności.fazy.ciekłej.[26], –. trudności. z. wprowadzaniem. drgań. ultradźwiękowych. do. elementów. cienkich. o. niewystarczającej. sztywności.oraz.złożonej.geometrii.[1]. już. w. pod. koniec. lat. 50.. xx. w.. przeprowadzono. badania.potwierdzające.korzystny.wpływ.drgań.niskiej. częstotliwości.na.strukturę.i.właściwości.złączy.spawanych.ze.stopu.aluminium.al-mg.[26,.27]..autorzy.tych. prac.sformułowali.na.podstawie.wyników.swoich.badan. stwierdzenie,.że.oddziaływanie.tego.typu.drgań.na.krystalizujące.jeziorko.przejawia.się.w: –. zmianie. procesu. krystalizacji. przez. rozdrobnienie. struktury.pierwotnej.i.uzyskanie.w.ten.sposób.polepszenia.właściwości.mechanicznych, –. zwiększeniu.stopnia.odgazowania.płynnego.jeziorka,.co.objawiaj.się.zmniejszeniem.pęcherzy.i.porów, –. równomiernym. rozmieszczeniu. wtrąceń. niemetalicznych. i. uzyskaniu. bardziej. jednolitego. składu. chemicznego.w.spoinie. wykonane. pomiary. wielkości. ziarna. wykazały,. że. zależy.ono.od.amplitudy.drgań.(rys..1). rys 1..wpływ.częstotliwości. i.amplitudy.drgań.na.wielkość.ziarna. przy. spawaniu. stopów. lekkich. typu.al-mg:. 1. –. 25hz,. 2. –. 47. hz,.. 3.–.55.hz.[26] fig. 1..frequency.and.amplitude.of.vibration.–.grain.size.relationship. during.al-mg.alloys.welding:.1.–.25.hz,.2.–.47.hz,.3.–.55.hz.[26] 39przegląd spawalnictwa 6/2011 zmniejszenie.wielkości.ziarna.przekłada.się.na.właściwości.mechaniczne.(rys..2). spawanie. z. oddziaływaniem. drgań. niskiej. częstotliwości. zaleca. się. stosować. do. wykonywania. konstrukcji. lekkich. i. odpowiedzialnych. z. zastosowaniem. stołów. wibracyjnych. o. częstotliwości. drgań. od. 50. do. 600. hz,. wytwarzających. drgania. o. amplitudzie.od.0,2.do.2.mm..korzystne.efekty.uzyskuje.się,.. spawając.metodami.automatycznymi.w.pozycji.podolnej,.przy.możliwie.dużej.objętości.jeziorka. interesujące. wyniki. badań. otrzymano,. stosując. drgania.mechaniczne.o.niskiej.częstotliwości.w.czasie. spawania.łukowego.gtaw.[28]..w.badaniach.zastosowano. stop. niklu. 690. w. formie. blach. o. wymiarach.. 150x100x8,7.mm..proces.spawania.prowadzono,.stosując.materiał.dodatkowy.inocel.82.w.postaci.drutu. o.średnicy.1,2.mm. drgania. mechaniczne. wprowadzono. za. pomocą. układu. meta-lax. 1701-1f. firmy. bonal. technologies.. zmierzona.częstotliwość.rezonansowa.układu.wynosiła.58.hz..badania.procesu.spawania,.prowadzono.przy. częstotliwości.0.hz,.48.hz.oraz.częstotliwości.rezonansowej. 58. hz.. wibracje. wprowadzono. przez. wirujący. element. mimośrodowy,. stosując,. siły. o. wartościach. 0,376. i. 496. n. przy. odpowiadającym. im. amplitudom. drgań.0,48.oraz.58.μm. w.wyniku.zastosowania.drgań.mechanicznych.niskiej. częstotliwości.uzyskano.rozbicie.dendrytów,.a.otrzymana.struktura.wykazywała.większą.równomierność.budowy.ziarnowej.oraz.zmniejszenie.ich.rozmiarów.(rys..3). rys. 2..wpływ.parametrów.drgań.o.niskiej.częstotliwości.na.właściwości.mechaniczne.napoiny.przy.amplitudzie.1,2.mm:.a).wytrzymałość,.b).plastyczność.[27] fig. 2.. relationship. between. low. frequency. vibration. parameters. and. weld. mechanical. properties. for. constant. amplitude. 1,2. mm:.. a).strength,.b).plasticity.[27] rys. 3.. schemat. stanowiska. do.badań.eksperymentalnych. spawania. z. udziałem. drgań. mechanicznych.niskiej.częstotliwości. oraz. wyniki. uzyskanych.badań.[28] fig. 3..statement.for.welding. supported. by. a. low. frequency.vibration.and.results.of.the. experimental.work.[28] rys. 4. schemat.eksperymentu. spawania. stali. superaustenitycznej. al-6xn,. skład. chemiczny.materiałów.oraz.wyniki. uzyskanych.badań.[29] fig. 4.. idea. of. the. austenitic. steel. al-6xn. welding. experiment.end.research.results.[29] a) b) 40 przegląd spawalnictwa 6/2011 rys. 5..stanowisko.badawcze.do.spawania.stopu.aluminium.7075-t6. ze.wspomaganiem.fal.wprowadzanych.pod.kątem.30,.45.i.60o.[30] fig. 5..statement.for.welding.7075-t6.aluminum.alloy.supported.by. a.ultrasonic.waves.putted.in.by.various.angles.30,.45.and.60o.[30] rys. 6..wielkość.ziarna.w.stopie.aluminium.7075-t6.spawanym. z. udziałem. fali. ultradźwiękowej. o. wysokiej. mocy:. a). strefa. przegrzana,.b).obszar.w.pobliżu.linii.wtopienia..mikrografia.1.odpowiada.złączu.uzyskanemu.bez.ultradźwięków,.a.2-4.z.ich.aplikacją.dla. właściwych.kątów.wejścia:.30,.45.i.60o.[30] fig. 6..grain.size.in.7075-t6.aluminum.alloy.welded.with.high.power.ultrasonic.supporting.wave:.a).heat.affected.zone,.b).border. between.melted.and.solid.material..picture.no..1.is.corresponding. to.welding.without.vibration.and.pictures.no..2,.3,.4.–.with.ultrasonic. vibration.putted.in.by.various.angles.30,.45.and.60o.[30] rys. 7..wpływ.drgań.ultradźwiękowych.na.twardość.złączy.spawanych.ze.stopu.aluminium.7075-t6.ukosowanych.pod.różnymi.kątami:.a).0.i.30o,.b).0.i.45o,.c).0.i.60o.[30] fig. 7..ultrasonic.vibration.influence.on.welded.7075-t6.aluminum. alloy.joints.hardness.for.a.various.beveling.angles.of.parent.material:. a).0.and.30o,.b).0.and.45o,.c).0.and.60o.[30] w. literaturze. opisano. wpływ. drgań. ultradźwiękowych.na.proces.łukowego.napawania.w.osłonie.gazowej.(smaw).stali.superaustenitycznej.al-6xn.w.formie. blachy.o.wymiarach.150.x.60.x.3.mm.[29]..materiałem.dodatkowym.był.drut.elektrodowy.c-22.o.średnicy.. 3,2.mm..proces.spawania.prowadzono.przy.następujących.parametrach:.i.=.75.a,.u.=.22.v,.prędkość.napawania.v =.30.cm/min.(rys..4). w.wyniku.zastosowania.drgań.częstotliwości.20.khz. .zaobserwowano,.że.strefa.braku.wymieszania.spoiwa. i.materiału.podłoża.całkowicie.przestała.istnieć.. w.literaturze.przedstawiono.też.wyniki.badań.nad. wpływem.drgań.ultradźwiękowych.o.dużym.natężeniu. na.spawalność.stopu.aluminium.7075-t6.[30]. głównym. problemem. przy. spawaniu. stopów. jest. obniżenie. wytrzymałości. w. wyniku. wzrostu. wielkości. ziarna.oraz.twardości,.a.także.występowanie.porowatości.i.pęknięć.gorących..wiele.z.tych.niekorzystnych. zmian.metalurgicznych.zachodzących.w.strefie.wpływu.ciepła.może.zależeć.od.przebiegu.spawalniczego. cyklu.cieplnego..w.niektórych.przypadkach.niekorzystne.efekty.oddziaływania.tego.cyklu.można.częściowo. niwelować.za.pomocą.odpowiedniej.obróbki.cieplnej,. jednakże.nie.polepsza.ona.w.istotnym.stopniu.właściwości.mechanicznych.złączy. w.badaniach.opisanych.w.pracy.[30].wprowadzano. drgania. ultradźwiękowe,. stosując. zgrzewarkę. ultradźwiękową..drgania.wprowadzano.do.specjalnie.przygotowanego.elementu.spawanego.metodą.gtaw.(rys..5). poprawę. spawalności. uzyskano. wskutek. zmiennej. wartości.naprężenia.i.odkształcenia.podczas.oddziaływania.drgań.ultradźwiękowych.na.powstające.złącze. spawane.. zbadano. wpływ. drgań. ultradźwiękowych.dużej.mocy.wprowadzanych.pod.różnymi.kątami. na.cykl.cieplny,.temperaturę.maksymalną.i.szybkość. chłodzenia..określono.także.wpływ.drgań.na.wielkość. ziarna,.głębokość.wtopienia.i.twardość..do.spawania. użyto.drutu.4043by.(al-si.0,5%).o.średnicy.2,5.mm,.. a. proces. spawania. realizowano. z. prędkością.. 3,5.mm/s,.stosując.prąd.spawania.180.a.i.napięcie. łuku.75.v..drgania.ultradźwiękowe.wprowadzano.falowodem. o. zarysie. ekspotencjalnym. podłączonym. do. generatora. ultradźwiękowego. firmy. francuskiej. megasonic.omega_mpx.ii.o.mocy.2.kw.i.częstotliwości.20.khz.z.amplitudą.wyjściową.3,6·10-5.m.. falowód. wprowadzał. drgania. do. próbki. spawanego. materiału.wykonanej.z.blachy.aluminiowej.o.wymiarach.250.x.150.x.6.mm..strukturę.otrzymanych.złączy. przedstawiono.na.rysunku.6. na.rysunku.7.pokazano.wyniki.pomiarów.twardości. uzyskane.dla.różnych.kątów.ukosowania. ukosowanie. elementów. spawanych. pod. różnymi. kątami. podczas. wprowadzania. fal. ultradźwiękowych. powoduje. efekty,. które. w. różnym. stopniu. poprawiają. strukturę. ziarnową.. w. wyniku. pomiarów. temperatury. w.czasie.przeprowadzanych.eksperymentów.sformułowano.przypuszczenie,.że.odbita.fala.podłużna.typu. l determinuje. przekazywanie. ciepła. spowodowane. .a) .b) .c) 41przegląd spawalnictwa 6/2011 szybkim.transportem.energii,.a.odbita.fala.poprzeczna.typu.t.wpływa.na.wytwarzanie.się.ciepła.w.efekcie.rozpraszania.energii. i.zmniejszania.się.lepkości. ośrodka. szybkość.i.czas.chłodzenia.przybierają.istotnie.korzystniejsze. wartości,. ponieważ. większa. ilość. ciepła. może. być. szybciej. odprowadzona. dzięki. propagacji. fali..sformułowano.bardzo.istotny.wniosek,.że.możliwe. jest.osiągnięcie.żądanej.wartości.szybkości.chłodzenia. i.czasu.chłodzenia.w.wyniku.wprowadzania.do.powstającego.złącza.odpowiednich.kontrolowanych.rodzajów. fal.ultradźwiękowych. w. celu. zwiększenia. głębokości. wtopienia. należy. zastosować.wyższą.wartość.amplitudy.odbitej.fali.poprzecznej. i. jednocześnie. średnią. wartość. amplitudy. odbitej.fali.podłużnej. zaobserwowano,. że. oddziaływanie. drgań. zwiększa. efektywne. przewodnictwo. cieplne. ciekłego. metalu. w. jeziorku.. proces. ten. pomaga. atomom.. w. jeziorku. przetrwać. i. wspomaga. powstawanie. ziaren.o.bardziej.równomiernych.kształtach.i.rozmiarach.. w. strefie. spoiny.. ponadto. redukuje. także. skłonność.. do. powstawania. pęknięć. gorących. oraz. wpływa. na. zmniejszenie.rozmiarów.ziaren.w.strefie.spoiny. na. podstawie. badań. sformułowano. wniosek,. że. w.celu.uzyskania.korzystnej.struktury.i.zmniejszenia. wielkości. ziaren. oraz. obniżenia. twardości. w. spoinie.. i.swc.należy.stosować.możliwie.największe.wartości. amplitud.[30]. badania własne w.ramach.prac.własnych..wykonano.liczne.próby. spawania.materiałów.wspomagane.drganiami.mechanicznymi.[31,.32]..drgania.mechaniczne.wprowadzano. różnymi.metodami.i.za.pomocą.różnych.źródeł. w. jednej. z. prób. zastosowano. myjkę. ultradźwiękową. z. przetwornikiem. magnetostrykcyjnym. wytwarzającą.drgania.o.częstotliwości.ok..20.khz,.w.której. umieszczono. materiał. rodzimy,. w. innej. zastosowano.wibrator.drgania.niskiej.częstotliwości.ok..50.hz... do.wprowadzania.drgań.mechanicznych.zastosowano. również. generator. ultradźwiękowy. wyposażony.. w.odpowiedni.koncentrator.i.zakończony.falowodem,. na.którym.prowadzono.próby.spawania.i.zgrzewania. rezystancyjnego.. wykonano. następujące. doświadczenia: –. napawanie. elektrodą. otuloną. z. udziałem. ultradźwięków.i.drgań.mechanicznych.niskiej.częstotliwości.stali.niskowęglowej, –. wtapianie.laserem.co2.z.zastosowaniem.drgań.ultradźwiękowych.stali.niskowęglowej, –. wtapianie.laserem.co2.i.tig.stopu.pa6.z.udziałem. drgań.ultradźwiękowych, –. wtapianie.metodą.tig.stali.45,.stali.austenitycznej.. i.tytanu.z.udziałem.drgań.ultradźwiękowych,. –. pulsacyjne.zgrzewanie.rezystancyjne.urządzeniem. microwelder. folii. ze. stali. austenitycznej.. na.podłożu.ze.stali.45.z.udziałem.drgań.ultradźwiękowych.. wyniki. wymienionych. wstępnych. prac. eksperymentalnych.wykazały,.że.istnieje.wpływ.drgań.niskiej. częstotliwości.oraz.o.częstotliwości.ultradźwiękowej.na. budowę.strukturalną.napoin. charakter. zmian. struktury. przejawia. się.. w. wielkości. i. kształcie. ziaren. oraz. prawdopodobnie.. w. różnicach. ilościowego. występowania. różnych. faz. (wymaga. to. potwierdzenia. innymi. badaniami).. zaobserwować.można,.że.zastosowanie.drgań.mechanicznych. wpływa. na. zmniejszenie. rozmiaru. ziarna. oraz. czyni.budowę.strukturalną.po.krzepnięciu.bardziej.homogeniczną.oraz.wpływa.na.zmniejszenie.występowania.pęknięć.gorących. zastosowanie. drgań. ultradźwiękowych. podczas. pulsacyjnego. zgrzewania. rezystancyjnego. wpłynęło. w.niewielkim.stopniu.na.zmiany.struktury,.choć.uwidoczniły.się.w.mikrostrukturze.w.większej.ilości.wysepek.perlitycznych.w.stali.45..obserwuje.się.wzrost. twardości.w.strefie.przejściowej.pomiędzy.nakładaną. folią.a.podłożem,.a.w.obszarze.jądra.zgrzeiny.twardość. spada.. można. zaobserwować. lokalne. strefy. niszczenia.połączenia.folia-podłoże,.będące.odzwierciedleniem.natury.drgań.mechanicznych,.dlatego.też. wspomaganie. drganiami. procesu. zgrzewania. rezystancyjnego.nie.przynosi.na.obecnym.etapie.badań. pożądanej. poprawy. właściwości. mechanicznych.. i.strukturalnych. z.przeprowadzonych.doświadczeń.podczas.wtapiania.laserem.na.powierzchni.tworzącej.falowodu.ultradźwiękowego.wynika,.że.drgania.ultradźwiękowe.mają. znaczący,. ale. różny. wpływ. na. właściwości. różnych. stref.złączy.spawanych.[32].. wprowadzenie. do. złącza. spawanego. drgań.. ultradźwiękowych. podczas. krzepnięcia. ma. wyraźny.wpływ.na.rozkład.twardości.w.powstałym.złączu... jest.on.wyraźnie.zależny.od.fazy,.w.jakiej.znajdują. się.wprowadzane.drgania.ultradźwiękowe..szczególnie.widoczne.jest.to.na.granicy.strefy.wpływu.ciepła.. i. materiału. rodzimego.. w. strefie. przetopu. widoczna. jest. zależność. pomiędzy. rozkładem. naprężeń.. wywołanych. drganiami. a. rozkładem. twardości,. choć. nie. jest. ona. już. tak. wyraźna.. w. miejscach. gdzie. w. linii. wtopienia. pojawiły. się. nieciągłości. przy.przechodzeniu.ze.strefy.wpływu.ciepła.(swc). do.materiału.wtopiny,.obserwuje.się.znaczny.spadek. twardości.. prawdopodobną. przyczyną. powstania. nieciągłości. jest. wybrzuszenie. się. napoiny,.co.spowodowało.obniżenie.poziomu.materiału.. w. płynnym. jeziorku. spawalniczym. na. brzegach. przy. linii. wtopienia.. podczas. pomiaru. twardości. wzdłuż. falowodu. okazało. się,. że. materiał. rodzimy. osiąga. mniejszą. twardość. w. punktach,. w. których. wychylenie. drgających. cząstek. podłoża. jest. największe,.natomiast.dla.minimum.wychylenia.drgań.. obserwuje.się.wzrost.twardości. 42 przegląd spawalnictwa 6/2011 podsumowanie literatura. w. zakresie. wspomagania. drganiami. mechanicznymi. procesów. spawalniczych. nie. jest. zbyt.obszerna..na.podstawie.analizy.dostępnych.pozycji.literaturowych.trudno.jest.wysnuć.jednoznaczne. konkluzje,.które.z.parametrów.opisujących.drgania.. i.w.jakim.stopniu.wpływają.na.poszczególne.właściwości.strukturalne.i.mechaniczne.złączy.spawanych.. brak.jest.jednoznacznych.i.precyzyjnych.informacji. na. temat. różnicowania. wpływu. rodzaju. drgań. na. właściwości.uzyskiwanych.połączeń.różnych.materiałów.. nie. są. prezentowane. również. szczegółowe. warunki,.w.jakich.wprowadzane.są.drgania.do.złączy. spawanych,.brak.jest.też.informacji.na.temat.rzeczywistych.widm.czy.przebiegów.tych.drgań.w.spawanych.elementach..mimo.udokumentowania.korzystnego.wpływu.drgań.mechanicznych.na.właściwości. złączy. spawanych. brak. jest. stanowiska. w. sprawie. oddziaływań. i. zjawisk. niekorzystnych. z. punktu. widzenia. procesu. spawania. i. krzepnięcia. spoin.. być. może. pokonanie. problemów. technicznych. z. wprowadzaniem. drgań. mechanicznych. w. gorącą. strefę. złączy.spawanych.będzie.kluczowe.dla.ich.zastosowania. do. kontrolowanego. wspomagania. procesów. spawania. analiza. literatury. i.wyniki.przeprowadzonych.do. tej.pory.własnych.prac.badawczych.wskazują.na.jakościową.zależność.parametrów.opisujących.drgania.mechaniczne,.budowę.oraz.właściwości.struktur. spawalniczych.. w. ramach. planowanych. prac. badawczych.istotne.będzie.określenie.ilościowe.wpływu.parametrów.drgań.mechanicznych.na.struktury. spawalnicze.wybranych.materiałów. literatura [1]. matauschek. j.:. technika. ultradźwięków.. wnt,. warszawa. 1961. [2]. sakwa.w.,.braszczyński.j.:.wpływ.ultradźwięków.na.grafityzację.żeliwa.ciągliwego..mat..konf..sprawozdawczej.komitetu.hutnictwa.pan,.zakopane,.1964,.zeszyt.3,.s..42. [3]. braszczyński.j.:.eiiet.des.ondes.ultrasonores.sur.la.graphitization.de.la.fonte.malleátale.a.coeur.noir..materiały.xxxii. mko,.warszawa,.1964,.s..1-14. [4]. braszczyński.j.:.przegląd.mechaniczny,.8/1968,.s..230. [5]. braszczyński. j.:. sferoidyzacja. wydzieleń. węgla. żarzenia.. i.poprawa.własności.czarnego.żeliwa.ciągliwego.na.drodze. wibracji.infradźwiękowej..materiały.konf..sprawozd..komitetu.hutnictwa.pan,.zakopane,.1968,.zeszyt.3,.s..86. [6]. braszczyński.j.:.archiwum.hutnictwa.pan,.2/1967,.s..331. [7]. braszczyński.j.:.przegląd.mechaniczny,.7/1966,.s..199. [8]. braszczyński. j.:. zeszyty. naukowe. p.. cz.,. odlewnictwo,. 1966,.nr.8,.s..25. [9]. braszczyński.j.,.mitko.m.:.przegląd.odlewnictwa,.5/1976,.. s..11. [10]. braszczyński.j.:.etude.sur.la.germination.du.graphite.peudant.fecuit.de.la.fonte.blache.pour.mallèable..materiały.konf.. journèes.mètallurgiques.d’automne..1971,.ref..112,.paryż. [11]. braszczyński.j.:.metoda.uvodenja.ultrazvucnih.valova.u.rastaljene.metale..materiały.v.kongres.ljevaca.jugoslavije,. 1977,.split.(jugosławia),.ref..iii,.s..1-16. [12]. braszczyński. j.. i. inni:. matematyczne. metody. planowania. doświadczeń..materiały.sympozjum.mr-20..wyd..katedry. odlewnictwa.politechniki.częstochowskiej,.1968. [13]. braszczyński.j.,.mitko.m.,.konopka.z.,.tomczyński.s.:.fonderie,.1982,.nr.20,.s..23. [14]. mitko.m.,.braszczyński.j.:.materiale.science,.1-4/1982,.vd.. viii,.s..3. [15]. braszczyński.j.,.konopka.z.:.giesserei-forschung,.2/1983,. s..55. [16]. braszczyński.j.,.swadowski.j.:.rodzaje.krystalizacji..film. dydaktyczno-naukowy..politechnika.częstochowska,.1979. [17]. braszczyński. j.,. mitko. m.,. konopka. z,. tomczyński. s.:. wpływ.drgań.na.krystalizację..film.naukowy..politechnika. częstochowska,.1930. [18]. braszczyński.j.:.krystalizacia.modelowej.taveniny.pod.vpłyvom.meschanickych.kmitov.(20-20000.hz)..mat..konf..vysokopevne. materiały. —. nekonvencne. metalurgie,. bratysława. (cssr),.1983,.tom.i,.s..98. [19]. braszczyński.j.,.mitko.m.,.konopka.z.,.tomczyński.s.:.krzepnięcie.metali.i.stopów,.wyd..ossolineum,.wrocław,.5/1981,.s..31. [20]. braszczyński. j.:. memoires. scient.. revue. metallurg,. 1983,. nr.l,.s..27. [21]. liu.qingmei,.zhang.yong,.song.yoling,.qi.feipeng,.zhai.qijie:. influence.of.ultrasonic.vibration.on.mechanical.properties.and. microstructure.of.1cr18n9ti.stainless.steel,.materials.and.design,.28,.2007,.p..1949-1952. [22]. dalecki.d.,.raeman.c..h.,.child.s..z,.carstensen.e..l.:.effects.of. pulsem.ultrasound.on.the.frog.hart:.iii..the.radiation.force.mechanism,.ultrasound.in.medicine.and.biology,.23,.1997,.p..275-85. [23]. chaparro-gonzales. j.,. mondragón-sanchez. l.:. nunezalcocer. j.,. et. al.:. application. of. an. ultrasound. technique. to. control. the. modification. of.al-si. alloys,. mateer. des.. 16,.. p..47-50,.1995. [24]. patent.usa.nr.4330699,.1982. [25]. patent.ep1559797a1,.2006. [26]. russo.w..ł.,.jefimow.p..i.:.wlijanije.wibracji.niskich.czastot.na. krystaliizaciju.mietałła.swarocznoj.wanny. i.swojstwa.metałła. szwa,.swarocznoje.proizwodstwo.nr.11,.1958. [27]. russo.w..ł.:.wlijanije.wibracji.niskich.czastot.na.krystaliizaciju. mietałła.w.swarnom.szwie,.sudostrojenije.nr.4,.1958. [28]. weite.wu:.influence.of.vibration.frequency.on.solidification.of. weldments,.scripta.mater..42,.2000,.p..661-665. [29]. y..cui,.c..l..xu,.q..han:.effect.of.ultrasonic.vibration.on.unmixed.zone.formation,.scripta.mater..55,.2006.p..975-978. [30]. weng-long. dai:. effects. of. high-intensity. ultrasonic-wave. emission.on.the.weldability.of.aluminum.alloy.7076-t6,.materials.letters.57,.2003.p..2447-2454. [31]. krajewski.a.:. wspomaganie. procesów. spawalniczych. drganiami.mechanicznymi,.zeszyt.naukowy.nr.229,.s..33-51.(seria. mechanika),.pt..innowacje.w.technikach.spajania,.oficyna.wydawnicza.politechniki.warszawskiej,.2009. [32]. krajewski.a.:.badanie.wpływu.pola.ultradźwiękowego.na.budowę.i.własności.struktur.spawalniczych,.zeszyt.naukowy.nr. 230,.s..71-82.(seria.mechanika),.pt..spajanie.materiałów.we. współczesnej.technice,.oficyna.wydawnicza.politechniki.warszawskiej,.2010. ps 01 2017 www.pdf 22 przegląd  spawalnictwa vol. 89 1/2017 normowanie prac spawalniczych   przy spawaniu orbitalnym standardization of welding in the orbital welding streszczenie w artykule opisano przykłady normowania prac spawalniczych przy spawaniu orbitalnym. podano orientacyjne czasy spawania dwóch reprezentatywnych połączeń oraz przeanalizowano cały proces spawania orbitalnego. przedstawiono ponadto wstępne kryteria doboru głowic orbitalnych z uwzględnieniem spawania wielogłowicowego. porównano czasy jarzenia się łuku podczas spawania orbitalnego do innych metod spawania. słowa kluczowe: spawanie orbitalne; techniczna norma czasu pracy; normowanie spawania orbitalnego abstract examples of standardization of welding in the orbital welding process are described in the above article. approximate times of welding two representative joints and an analysis of the process of orbital welding is provided. furthermore, pre-selection criteria of a choice of orbital welding heads taking into account the multi-head welding are given. arcing time during orbital welding is compared to other welding methods. keywords:  orbital welding; technical standard of working time; standardization of orbital welding wstęp w prasie branżowej nie poświęcono dotychczas wiele miejsca zagadnieniom związanym z normowaniem prac spawalniczych przy spawaniu orbitalnym. w związku ze zwiększeniem wymagań jakościowych dotyczących spawania, zwłaszcza w przemyśle spożywczym, farmaceutycznym lub lotniczym wzrasta liczba spawarek orbitalnych obecnych na rynku. w niektórych przypadkach nie dopuszcza się w ogóle spawania ręcznego. ponadto sterowanie źródłami prądu do spawania orbitalnego realizowane jest w sposób nieco inny niż ma to miejsce przy spawaniu ręcznym, ponieważ mając możliwosc precyzyjnego prowadzenia elektrody wolframowej można w bardzo dokładny sposób kontrolować czas impulsów prądu w zakresie +/0,1s. wymierną korzyścią, jaką daje spawanie orbitalne oprócz podniesienia jakości, to możliwość zastąpienia spawacza operatorem. taki podział obowiązków sprawia, że wykwalifikowany spawacz może wykonywać inne połączenia, operator podczas pracy urządzenia przy właściwej organizacji stanowiska pracy może realizować czynności np. przygotowawczo – zakończeniowe lub pomocnicze. na rynku istnieje kilku producentów urządzeń do spawania orbitalnego, ale wszystkie one zbudowane są modułowo w podobny sposób. w ich skład wchodzą: – źródło prądu spawania – układ sterujący – układ chłodzący – głowica do spawania – urządzenia peryferyjne. jacek słania, piotr malczewski przeglad welding technology review dr hab. inż. jacek słania, prof. pcz – politechnika częstochowska, mgr inż. piotr malczewski – orbitalum tools gmbh. autor korespondencyjny/corresponding author: jacek_slania@poczta.onet.pl na rysunku 1 przedstawiono przykładowy zestaw do spawania orbitalnego składający się ze źródła prądu zintegrowanego z układem sterującym oraz głowicy zamkniętej z wymiennymi wkładkami mocującymi. głowice do spawania orbitalnego dzielą się na głowice otwarte, zamknięte oraz do spawania rur do den sitowych w wymiennikach ciepła. istnieją jeszcze głowice w wykonaniach specjalnych, ale znajdują one zastosowanie w pojedynczych rys. 1. zestaw do spawania orbitalnego fig. 1. a unit for orbital welding 23przegląd  spawalnictwa vol. 89 1/2017 aplikacjach i nie odgrywają znaczącej roli w spawaniu orbitalnym. modyfikacje te jednak pozwają na spawanie nietypowych złączy lub spawanie w sytuacji, kiedy dostęp do miejsca spawania jest ograniczony co ilustrują rysunek 2a oraz 2b, gdzie przekonstruowanie systemu zamknięcia głowicy sprawiło, że do spawania można było zastosować głowicę orbitalną. rys. 2. a) głowica orbitalna z przesuniętymi o 90° zaciskami; b) spoina wykonana orbitalnie dzięki modyfikacji konstrukcyjnej głowicy fig. 2. a) an orbital head with clamps moved by 90°; b) an orbital weld made by modifying the design of the head   a )   b) bardzo ważną rolę podczas spawania odgrywa organizacja produkcji. ma ona znaczący wpływ zarówno na koszty, jak i na czas wykonania prac spawalniczych. na proces spawania orbitalnego składa się z reguły czas przygotowania rur lub innych elementów takich jak różnego rodzaju złączki, kołnierze itp., oraz czas samego spawania. przygotowanie rur do spawania składa się z następujących operacji: – cięcie rur do odpowiedniej długości, – planowanie lub fazowanie rur jeśli wymaga tego proces spawania, – przygotowanie krawędzi – czyszczenie i odtłuszczanie – ewentualne sczepianie elementów, – transport przygotowanych rur na stanowisko spawania orbitalnego. proces spawania orbitalnego składa się z następujących operacji: – jednorazowo przed każdym spawaniem – kontrola urządzenia, stanu elektrody, wybór odpowiedniego programu spawania, – mocowanie rur w głowicy spawalniczej (lub głowicy na rurze w przypadku głowicy otwartej) – uruchomienie procesu spawania normowanie procesu spawania orbitalnego zależy w początkowej fazie od wyboru głowicy i sposobu mocowania elementów spawanych. podczas doboru właściwego sprzętu, należy mieć na uwadze to, że dość często projektowane połączenie może być spawane kilkoma różnymi głowicami z grupy głowic zamkniętych, jak i otwartych. czasami korzystniej jest kilka połączeń wykonać głowicą otwartą (nawet jeśli trzeba wcześniej wykonać operację sczepiania), żeby uniknąć kłopotliwej wymiany elektrody i zacisków mocujących. jeśli specyfika produkcji pozwala na zastosowanie wielu różnych typów głowic, wybór właściwej należy oprzeć na oszacowaniu profilu produkcji w przyszłości. techniczna norma czasu spawania tn techniczna norma czasu spawania tn to obiektywnie niezbędny czas potrzebny na wykonanie operacji spawania, przy założeniu normalnych i racjonalnych warunków pracy. techniczną normę czasu będącą sumą czasu przygotowawczo – zakończeniowego i czasu jednostkowego obejmującego czas wykonania oraz czas uzupełniający, przedstawiono na rysunku 3 [1]. w przypadku spawania orbitalnego na czas wykonania tw składa się czas główny tg (w tym przypadku czas jarzenia się łuku wraz ze wstępnym i końcowym czasem przepływu gazu) oraz czas pomocniczy tp, który jest niezbędny jest do wymiany elementu spawanego oraz jego zamocowania w głowicy orbitalnej. rys. 3. struktura technicznej normy czasu spawania [1] fig. 3. a structure of the technical standard of the welding time [1] szczegółowy schemat czasu głównego podczas spawania orbitalnego przedstawia rysunek 4. czas związany ze wstępnym i końcowym przepływem gazu jest stały niezależnie od średnicy spawanych rur, w związku z tym współczynnik czasu jarzenia się łuku jest tym wyższy, im większa jest średnica elementów. rys. 4. fazy procesu spawania orbitalnego [2] fig. 4. phases of the orbital welding process [2] jak wynika z powyższego rysunku, wyodrębnić można następujące fazy spawania orbitalnego: 1. wstępny przepływ gazu. 2. zajarzenie łuku, tworzenie jeziorka spawalniczego. 3. rozpoczęcie posuwu drutu spawalniczego (opcjonalnie). 4. początek ruchu obrotowego elektrody. 5. zmiana parametrów w czasie spawanie (programowanie niezależnych sektorów). 6. zatrzymanie posuwu drutu. 7. stopniowe wzgaszanie łuku. 8. koniec procesu spawania i zatrzymanie ruchu elektrody 9. zatrzymanie końcowego przepływu gazu. w przypadku spawania orbitalnego rur ze stali 316l o średnicy 28 mm i grubości ścianki 1,5 mm przyjąć należy następujące składowe czasu głównego, bazując na powyższym schemacie (pominąwszy punkty 3 oraz 6, ponieważ 24 przegląd  spawalnictwa vol. 89 1/2017 w tym przypadku spawanie następuje poprzez stopienie materiału rodzimego): – wstępny przepływ gazu (1) – 30 s, – zajarzenie łuku (2) 3,8 s, – rozpoczęcie i zakończenie obrotu elektrody wewnątrz głowicy z uwzględnieniem zakładki (spawanie do 370stopni) oraz wygaszenia łuku: (4) do (8) 64 s, – końcowy przepływ gazu: (8) do (9) – 20 s, – wymiana elementu wraz z mocowaniem nowego: 30s (jeśli spawanie jest w konfiguracji dwugłowicowej, wtedy czynności te są wykonywane podczas spawania). jak wynika z powyższych obliczeń, czas wykonania połączenia rury z rurą w konfiguracji jednogłowicowej wynosi 156,8 s, natomiast współczynnik czasu jarzenia się łuku w stosunku do czasu wykonania wynosi 40,2%. w urządzeniach dostępnych obecnie na rynku, np. w źródłach prądu orbimat 165/300 ca firmy orbitalum tools istnieje możliwość zwiększenia tego współczynnika poprzez zastosowanie funkcji flowforce umożliwiającej skorzystanie z niezależnego kanału gazowego i skrócenia czasu wstępnego przepływu gazu (1) do (2) na rysunku 4 nawet do 15 s, co sprawia że w analizowanym przypadku współczynnik rośnie z 40,2% do 44,4%. jak wspomniano wcześniej wzrasta on również wraz ze wzrostem średnic spawanych elementów. w przypadku rury ze stali 316l o średnicy 77 mm i grubości ścianki 1,5 mm przykładowy rozkład czasów przedstawia się następująco: rys. 5. a) wzrost współczynnika jarzenia się łuku wraz ze wzrostem średnicy spawanych elementów; b) wzrost współczynnika jarzenia się łuku wraz ze wzrostem średnicy spawanych elementów fig. 5. a) an increase of the arcing factor in relation to an increase of a diameter of welded parts; b) an increase of the arcing factor in relation to an increase of a diameter of welded parts   a )   b) – wstępny przepływ gazu (1) – 30 s, – zajarzenie łuku (2) 3,8 s, – rozpoczęcie i zakończenie obrotu elektrody wewnątrz głowicy z uwzględnieniem zakładki (spawanie do 370 stopni) oraz wygaszenia łuku: (4) do (8) – 178,1 s, – końcowy przepływ gazu: (8) do (9) – 20 s. parametry spawania są w obu przypadkach takie same, tzn. element spawany jest prądem pulsacyjnym o górnej wartości 52 a i dolnej 26 a oraz częstotliwości impulsów 0,15 s. na rysunku 5 przedstawiono rozkład czasu spawania orbitalnego z uwzględnieniem funkcji flowforce, spawania dwugłowicowego oraz średnic 28 mm (1-3), 77 mm (4) i 160 mm (5). jak widać na powyższym rysunku, decydując się na spawanie dwugłowicowe, możliwe jest skrócenie czasu spawania. zmiana taka generuje jednak spore koszty w postaci urządzenia rozdzielającego, którego cena stanowi zazwyczaj 20-30% ceny źródła prądu oraz konieczność posiadania dwóch głowic spawalniczych. opłacalność takiego rozwiązania maleje również wraz ze wzrostem średnic spawanych elementów i musi być ściśle skorelowana z liczbą spoin w cyklu dziennym (zmianowym). przykład spawania wielogłowicowego ilustruje rysunek 6. w aplikacji tej zastosowano trzy źródła prądu oraz sześć głowic spawalniczych ze względu na dużą ilość rur w spawanym wymienniku ciepła. poniższy proces został zaplanowany w taki sposób, że wszystkie głowice obsługiwane są przez jednego operatora. przy mniejszych wymiennikach stosuje się najczęściej dwie lub cztery głowice. dodatkową zaletą spawania dwugłowicowego jest możliwość podłączenia dwóch różnych głowic do jednego źródła prądu i naprzemienne spawanie np. cienkich elementów głowicą zamkniętą bez podawania materiału dodatkowego a bezpośrednio po skończonym procesie spawania natychmiastowe rozpoczęcie procesu spawania np. głowicą otwartą lub specjalną. pozwala to dodatkowo zwiększyć efektywność spawania. legenda do wykresów:  1.  średnica 28 mm bez flowforce, spawanie jednogłowicowe 2.  średnica 28 mm bez flowforce, spawanie dwugłowicowe 3.  średnica 28 z flowforce, spawanie dwugłowicowe 4.  średnica 77 mm z flow force, spawanie dwugłowicowe 5.  średnica 160 mm z flowforce, spawanie dwugłowicowe rys. 6. spawanie orbitalne wielogłowicowe fig. 6. an orbital multi-head welding stosunek jarzenia się łuku do czasu wykonania waha się w granicach od 40,2% do 87,7%., co sprawia, że proces spawania orbitalnego mieści się w górnym zakresie spawania zautomatyzowanego, a nawet przy spawaniu dwugłowicowym w zakresie spawania zrobotyzowanego, co przedstawiono na rysunku 8. jak wspomniano powyżej, istnieją na rynku rozwiązania pozwalające podłączyć dwie głowice orbitalne do jednego źródła prądu i spawać naprzemienne. w przypadku, jeśli operator jest w stanie wykonać wszystkie czynności związane z przygotowaniem elementu do spawania w czasie mniejszym od czasu głównego, urządzenie wykorzystywane jest w sposób optymalny. współczynnik jarzenia się łuku jest istotnym parametrem porównawczym określającym stopień automatyzacji danej 25przegląd  spawalnictwa vol. 89 1/2017 metody spawania, należy jednak mieć na uwadze, że z punktu widzenia użytkownika najistotniejszym wskaźnikiem jest czas wykonania, który może ulec skróceniu np. poprzez rys.  8.  czas jarzenia się łuku podczas spawania orbitalnego w porównaniu do innych metod spawania [1] fig.  8. an arcing time during orbital welding compared to other welding methods [1] wzrost prędkości spawania przy automatycznym zmniejszeniu współczynnika wj. w spawaniu orbitalnym efekt taki uzyskać można stosując zamiennie do argonu gaz z domieszką wodoru lub poprzez zastosowania topnika aktywującego a-tig. należy ponadto zauważyć, że nie istnieją sztywne parametry spawania orbitalnego. dobór ich w dużej mierze polega na doświadczeniu operatora oraz na wykonaniu złączy próbnych i jest efektem współgrania takich parametrów jak prędkość obrotowa elektrody, prąd spawania, częstotliwość trwania wysokiego i niskiego impulsu prądu oraz czynników dodatkowych takich jak czystość i rodzaj gazu osłonowego i formującego, rodzaj i kąt oszlifowania elektrody wolframowej, odległości elektrody od materiału podczas spawania. osobną kwestią jest fakt właściwego przygotowania rur do spawania – ma to wpływ zarówno na dobór parametrów, jak i szybkość zużycia się elektrody i przyspiesza konieczność jej ponownego ostrzenia. podsumowanie w związku z trendem zmierzającym do wzrostu mechanizacji i automatyzacji spawania, spawanie orbitalne będzie odgrywało coraz większą rolę w różnych gałęziach przemysłu. ze względu na szeroki wachlarz zastosowań począwszy od mikrozłączek w przemyśle chemicznym lub farmaceutycznym, a na przemyśle stoczniowym kończąc, istnieje duża liczba potencjalnych zastosowań. jak wynika z powyższego tekstu, przy spawaniu dwugłowicowym i właściwej organizacji produkcji można uzyskać stopień mechanizacji porównywalny nawet ze spawaniem zrobotyzowanym, co w połączeniu z brakiem wysoko wykwalifikowanej kadry spawalniczej, sprawia że metoda spawania orbitalnego posiada coraz większy udział w rynku i mając na uwadze jej powtarzalność i wysoką jakość uzyskanych połączeń zastępuje ona z powodzeniem spawanie ręczne. literatura [1] praca zbiorowa: poradnik inżyniera, spawalnictwo, tom 1, wnt warszawa 2003. [2] praca zbiorowa: the orbital welding handbook, polysoude nantes france sas, 2009 [3] zeman w.: źródła obniżania kosztów w spawalnictwie, biuletyn instytutu spawalnictwa nr 5/2000. [4] nowacki j., pakos r., kosek s.: komputerowe wspomaganie obliczeń kosztów spawania, przegląd spawalnictwa, nr 4/2007. [5] strona internetowa: www.orbitalum.com 201302_pspaw_hy92.pdf 24 przegląd spawalnictwa 2/2013 sebastian pawlak maciej różański grzegorz muzia zastosowanie termografii aktywnej do badań nieniszczących połączeń lutowanych the application of active thermography  for non-destructive testing of brazed joints dr inż. sebastian pawlak – politechnika śląska, gliwice, dr inż. maciej różański – instytut spawalnictwa w gliwicach, mgr grzegorz muzia – instytut metali nieżelaznych, gliwice. streszczenie w artykule opisano zastosowanie termografii aktywnej do badań nieniszczących połączeń lutowanych. omówiono metodologię badań oraz zastosowane stanowisko badawcze własnej konstrukcji. uzyskane obrazy termograficzne próbek zostały porównane z wynikami badań radiograficznych. na podstawie wyników stwierdzono, że zaproponowana metoda badawcza może być z powodzeniem zastosowana do nieniszczącej analizy jakości zakładkowych połączeń lutowanych. abstract the application of active thermography for non-destructive testing of brazed lap joints was presented in this article. the methodology and applied self-constructed apparatus were discussed. thermal images of the specimens obtained during experiments were compared with radiography examination results. on the basis of obtained results, it was summarized that the proposed testing method can be successfully applied for non-destructive quality analysis of brazed lap joints. wstęp połączenia doczołowe i zakładkowe są podstawowymi rodzajami połączeń lutowanych. wszystkie inne połączenia są jedynie ich kombinacją lub odmianą. jeżeli głównym kryterium projektowym jest wysoka wytrzymałość połączeń lutowanych, stosowane mogą być jedynie połączenia zakładkowe. oprócz kształtu i geometrii złącza lutowanego, na jego właściwości mechaniczne wpływają: rodzaj lutu, gatunek lutowanych materiałów, szerokość szczeliny lutowniczej i in. jednak nawet zapewnienie optymalnych ww. parametrów nie gwarantuje odpowiedniej jakości złącza w przypadku braku całkowitego wypełnienia szczeliny lutowniczej [1]. warunkiem całkowitego wypełnienia szczeliny lutowniczej jest odpowiednia zdolność zwilżania powierzchni łączonych przez ciekły lut, która zależy od wielkości napięcia powierzchniowego na granicach: ciekły lut – materiał podstawowy, ciekły lut – topnik, materiał podstawowy – topnik. należy przy tym mieć na uwadze, że wyniki procesu lutowania nie są do końca przewidywalne, a jakość uzyskanego połączenia może być potwierdzona jedynie za pomocą badań nieniszczących. jedną z najczęściej stosowanych metod badań nieniszczących, dającą obraz stopnia wypełnienia szczeliny lutowniczej oraz występowania ewentualnych wad i niezgodności w połączeniu lutowanym oraz materiale podstawowym, jest metoda radiograficzna. jednakże metoda ta jest stosunkowo droga i czasochłonna, a jej stosowanie znajduje uzasadnienie tylko w przypadku „odpowiedzialnych” połączeń, np. pracujących pod wysokim ciśnieniem. ze względu na coraz szersze zastosowanie połączeń lutowanych w wielu produktach, np. w przemyśle lotniczym czy motoryzacyjnym, zachodzi potrzeba badań ich jakości w sposób nieniszczący, dający podstawową informację o tym, czy szczelina lutownicza została właściwie wypełniona ciekłym lutem. 25przegląd spawalnictwa 2/2013 w ostatnim dziesięcioleciu obserwuje się znaczny wzrost zainteresowania termografią aktywną jako nieniszczącą metodą badań materiałów inżynierskich. obecnie najczęściej wykorzystuje się tę metodę w przemyśle lotniczym do badań materiałów kompozytowych o osnowie polimerowej. najwięcej opracowań w tym zakresie poświęconych jest głównie takim aspektom badawczym, jak: wykrywanie rozwarstwień, pustek lub obcych wtrąceń, detekcja pęknięć i uszkodzeń wywołanych uderzeniem [2]. znacznie mniej uwagi poświęca się tej metodzie w zastosowaniu do badań różnego typu połączeń materiałowych [3, 4]. nie znaleziono informacji o możliwości zastosowania termografii aktywnej do badań nieniszczących najczęściej spotykanych zakładkowych połączeń lutowanych. celem niniejszej pracy było zatem sprawdzenie możliwości zastosowania termografii aktywnej do badań nieniszczących tego typu połączeń w aspekcie poszukiwania skutecznej i efektywnej metody badań umożliwiającej wykrycie obszaru próbki, w którym doszło do nieprawidłowego (lub niecałkowitego) wypełnienia szczeliny lutowniczej. metodyka badań w celu sprawdzenia możliwości zastosowania termografii aktywnej do badań zakładkowych połączeń lutowanych opracowano metodykę badań uwzględniającą dobór: próbek do badań, parametrów procesu nagrzewania próbek oraz standardowej metody do weryfikacji lub porównania uzyskanych wyników badań termograficznych. przy wyborze termografii aktywnej do badań połączeń lutowanych założono, że niewypełniony ciekłym lutem obszar pomiędzy dwoma łączonymi kawałkami blachy zaburzać będzie nieustalony przepływ ciepła w kierunku grubości próbki badanej, co może spowodować wystąpienie nierównomiernego rozkładu temperatury na obrazie termograficznym zarejestrowanym na powierzchni tej próbki. w celu sprawdzenia stopnia wypełnienia szczeliny lutowniczej w badanych połączeniach wykonano badania radiograficzne metodą podstawową. wyniki tych badań, dla rozpatrywanych połączeń próbnych, przedstawiono w dalszej części artykułu na rysunkach 3b, 4b i 5b. uzyskane obrazy termograficzne o największej wartości kontrastu temperaturowego zostały poddane analizie porównawczej z wynikami badań radiograficznych. materiał do badań i przygotowanie próbek jako materiał podstawowy do wytworzenia próbek zastosowano wysokostopową stal ferrytyczną x6cr17 wg pn-en 10088-2:2007 w postaci blachy o grubości 1,5 mm i składzie chemicznym, przedstawionym w tablicy i. taki gatunek stali wykazuje ograniczoną zwilżalność przez ciekłe luty srebrne [5]. z blachy wycięto laserowo kawałki w kształcie kwadratu o boku 30 mm. jako spoiwa do lutowania wybrano następujące luty srebrne (oznaczenia wg pn-en iso 17672:2010): – b-ag72cu-780 (ag72cu28) – w postaci pręta o średnicy 1,0 mm; – b-ag59cupd – 824/852 (ag59cu31pd10) – w postaci pręta o średnicy 2,0 mm; – b-ag68cusn-730/755 (ag68cu28sn4) – w postaci folii o grubości 0,1 mm. próbne połączenia lutowane do badań wykonano w piecu próżniowym w instytucie spawalnictwa w gliwicach. do procesu lutowania ułożono jeden kawałek blachy na drugim z zakładką 15 mm, bez ustalania szczeliny lutowniczej. przy krawędzi zakładki umieszczano każdorazowo spoiwo o masie 1,5 g. próbki lutowano w próżni w temperaturze 950°c i czasie 10 min. podczas nagrzewania do temperatury lutowania stosowano wytrzymanie w temperaturze 700°c w czasie 20 min, celem umożliwienia wystąpienia zjawisk desorpcji gazów i ewentualnych zanieczyszczeń z warstw wierzchnich. prędkość nagrzewania próbek do temperatury lutowania wynosiła 30÷40°c/min. na rysunku 1 pokazano geometrię wytworzonego złącza lutowanego z zaznaczoną analizowaną powierzchnią. uzyskane tym sposobem połączenia lutowane ponumerowano od 1 do 3. złącze nr 1 lutowano przy użyciu lutu srebrnego z palladem b-ag59cupd – 824/852, złącze nr 2 – eutektycznym lutem srebrnym b-ag72cu-780, a złącze nr 3 – lutem b-ag68cusn-730/755. wszystkie próbki przed badaniami termograficznymi pokryto od strony rejestracji obrazów czarną matową farbą, której współczynnik emisyjności wynosił ok. 0,93. tablica i. skład chemiczny wysokostopowej stali nierdzewnej użytej do wytworzenia próbek table i. chemical composition of stainless steel used for specimens preparation oznaczenie stali skład chemiczny stali, % c si mn cr ni p s ti x6cr17 0,08 1,00 1,00 16,0÷18,0 – 0,04 0,015 – rys. 1. analizowana powierzchnia złącza lutowanego na zakładkę fig. 1. analyzed bonding area of brazed lap joint analizowana powierzchnia złącza lutowanego 26 przegląd spawalnictwa 2/2013 badania termograficzne i stanowisko do badań badania termograficzne przeprowadzono w instytucie metali nieżelaznych (imn) w gliwicach na stanowisku do badań (rys. 2), które skonstruowano i wykonano na potrzeby realizacji pracy [6]. stanowisko do badań zapewniało jednakowe warunki nagrzewania dla każdej próbki badanej za pomocą przesłony ruchomej (zasłaniającej czołową powierzchnię próbki), której napęd sterowany był programowalnym sterownikiem plc. próbki podczas badań poddawano nagrzewaniu w czasie 1 s z odległości 30 mm. czas nagrzewania oraz odległość źródła ciepła od nagrzewanej powierzchni próbki ustalono eksperymentalnie tak, aby uzyskać jak największą wartość kontrastu temperaturowego δt(t), definiowanego jako różnica temperatury pomiędzy dwoma punktami; jeden punkt pochodzący z obszaru bez wady (niezgodności), drugi punkt pochodzący z obszaru zawierającego wadę (niezgodność). z praktyki badań termograficznych wiadomo, że wartość kontrastu temperaturowego oscylująca wokół zera (dowolnej jednostki temperatury), w całym przedziale czasu rejestracji zmian temperatury wskazuje na brak występowania wady (lub niezgodności) w materiale. natomiast wystąpienie charakterystycznego wzrostu wartości kontrastu temperaturowego (np. o ok. 1°c) wskazuje na istnienie wady materiałowej – w rozpatrywanym przypadku jest to brak całkowitego wypełnienia szczeliny lutowniczej ciekłym metalem pomiędzy dwoma łączonymi kawałkami blachy. sekwencje obrazów termograficznych rejestrowane były kamerą termowizyjną thermacamtm sc640 firmy flir-systems, współpracującą z komputerem pc z oprogramowaniem researcher professional 2.9. rejestracji obrazów dokonywano podczas procesu nagrzewania, poczynając od rozpoczęcia rys. 2. schemat stanowiska do badań [6, 7]; 1 – regulator temperatury, 2 – promiennik podczerwieni, 3 – przekaźnik z układem zabezpieczającym, 4 – przesłona stała, 5 – próbka badana, 6 – przesłona ruchoma, 7 – przegroda termiczna, 8 – napęd przesłony ruchomej, 9 – sterownik programowalny (plc), 10 – kamera termowizyjna fig. 2. scheme of the apparatus [6, 7]; 1 – temperature control unit, 2 – infrared radiator, 3 – relay with safety device, 4 – stationary shield, 5 – specimen tested, 6 – moveable shield, 7 – temperature barrier, 8 – drive of moveable shield, 9 – plc controller, 10 – ir camera nieustalonego przepływu ciepła przez próbkę badaną. jako źródło ciepła do nagrzewania próbek zastosowano ceramiczny promiennik podczerwieni o mocy 1200 w i zakresie długości emitowanej fali od 2 do 10 μm. powierzchnia robocza promiennika była znacząco większa od powierzchni próbki, co zapewniało jej jednorodne nagrzewanie. wyniki badań w wyniku badań termograficznych uzyskano sekwencje obrazów zarejestrowanych na powierzchni próbek, natomiast w niniejszej pracy wyselekcjonowano najbardziej reprezentatywne, tj. o największej wartości uzyskanego kontrastu temperaturowego. wybrane obrazy termograficzne pochodzące z trzech próbek przedstawiono na rysunkach 3÷5a. natomiast zdjęcia rentgenograficzne przedstawione na rysunkach 3÷5b pokazują dokładne położenie oraz geometrię powierzchni wypełnienia szczeliny lutowniczej. na rysunku 3a przedstawiono obraz próbki nr 1, z całkowicie wypełnioną szczeliną lutowniczą, co bezpośrednio przełożyło się na jednorodny rozkład temperatury na powierzchni próbki, natomiast widoczne na tym obrazie jasne pola o znacznie podwyższonej temperaturze pochodzą od szybciej nagrzewających się krawędzi próbki i nie mogą być brane pod uwagę podczas analizy. rys. 3. próbka nr 1: a) obraz termograficzny, b) zdjęcie rentgenograficzne fig. 3. specimen no. 1: a) thermal image, b) x-ray picture a) b) 27przegląd spawalnictwa 2/2013 charakterystyczne szybsze nagrzewanie krawędzi badanych próbek może utrudniać poprawną interpretację uzyskanych obrazów termograficznych. wyeliminowanie problemu szybszego nagrzewania krawędzi badanego połączenia lutowanego można uzyskać poprzez zastosowanie dodatkowej przysłony stanowiącej barierę termiczną zapobiegającą bezpośredniemu padaniu promieniowania podczerwonego. należy więc przyjąć, że w warunkach prowadzonego eksperymentu zastosowana metoda badawcza nie zapewnia badania poprawności wypełnienia szczeliny lutowniczej wokół krawędzi połączenia. na rysunku 4a przedstawiono obraz termograficzny próbki nr 2, której szczelina lutownicza jest częściowo wypełniona lutem – obszar o barwie odpowiadającej wartości 23°c na skali temperatury odpowiada powierzchni szczeliny wypełnionej lutem (rys. 4b). zgodnie z przewidywaniem, wskutek braku całkowitego wypełnienia lutem na obrazie widoczny jest niejednorodny rozkład temperatury na powierzchni próbki (w obszarze prawidłowego połączenia występuje wyższa temperatura o ok. 1°c w porównaniu z obszarem, w którym nie nastąpiło wypełnienie szczeliny lutowniczej). na rysunku 5a przedstawiono obraz termograficzny próbki nr 3, która była częściowo wypełniona lutem zlokalizowanym na jej lewej połowie (rzeczywisty kształt wypełnienia przedstawiono na rysunku 5b). podobnie jak dla próbki nr 2, na obrazie z rysunku 5 widoczny jest niejednorodny rozkład temperatury na jej powierzchni – w obszarze prawidłowego połączenia obu kawałków blachy występuje wyższa (o ok. 1°c) średnia temperatura na powierzchni jednej z nich na zamieszczonym obrazie. również w tym przypadku na podstawie obrazu termograficznego można jednoznacznie wskazać położenie i przybliżony kształt obszaru wypełnionego lutem. przedstawione termogramy jednoznacznie wskazują na znaczące różnice w przepływie ciepła w różnych obszarach połączenia lutowanego. w obszarze szczeliny wypełnionym lutem, w którym zachowana jest fizyczna ciągłość materiału, przepływ ciepła jest zdecydowanie efektywniejszy (odbywa się jedynie drogą przewodzenia), niż w obszarze z wyraźną granicą metal – powietrze. wszystkie przedstawione obrazy termograficzne (rys. 3÷5a) zarejestrowane były po 2 s, licząc od chwili rozpoczęcia nagrzewania. po czasie tym uzyskano największą wartość kontrastu temperaturowego, równą ok. 1°c we wszystkich trzech analizowanych przypadkach. kolejne zarejestrowane obrazy przedstawiały zmniejszający się kontrast temperaturowy w wyniku wyrównywania się temperatury na powierzchni próbki. we wszystkich przypadkach uzyskano zadowalającą zgodność obrazu termograficznego ze zdjęciem rentgenograficznym, co potwierdziło skuteczność termografii aktywnej w nieniszczących badaniach zakładkowych połączeń lutowanych. rys. 4. próbka nr 2: a) obraz termograficzny, b) zdjęcie rentgenograficzne fig. 4. specimen no. 2: a) thermal image, b) x-ray picture rys. 5. próbka nr 3: a) obraz termograficzny, b) zdjęcie rentgenograficzne fig. 5. specimen no. 3: a) thermal image, b) x-ray picture a) b) a) b) 28 przegląd spawalnictwa 2/2013 podsumowanie omówiono możliwość zastosowania termografii aktywnej do badań nieniszczących zakładkowych połączeń lutowanych. uzyskane podczas badań obrazy termograficzne pozwoliły wskazać jednoznacznie obszar próbki, który nie został wypełniony ciekłym metalem podczas procesu lutowania, co potwierdziło skuteczność termografii aktywnej w badaniach nieniszczących rozpatrywanych połączeń. metoda ta stanowi perspektywiczną, łatwą w realizacji i efektywną metodę badań nieniszczących połączeń lutowanych. w połączeniu z technikami literatura [1] bates d., smith g., lu d., hewitt j.: rapid thermal non-destructive testing of aircraft components, composites: part b 31, 2000, 175-185. [2] meola c., carlomagno g.m., squillace a., giorleo g.: the use of infrared thermography for nondestructive evaluation of joints, infrared physics & technology 46, 2004, 93-99. [3] chaudhuri p., santra p., yeole s., prakash a., lachhvani l.t., govindarajan j., chenna reddy d., saxena y.c.: inspection of brazed joints between cooling tube and heat sink of pfc for sst-1 tokamak by ir thermography technique, fusion engineering and design 73, 2005, 375-382. [4] winiowski a., różański m.: lutowanie próżniowe stali nierdzewnych spoiwami srebrnymi zawierającymi nikiel i cynę, biuletyn instytutu spawalnictwa 6/2011, 54-58. analizy i rozpoznawania obrazów może być też zastosowana do automatyzacji badań nieniszczących połączeń lutowanych w produkcji seryjnej [8]. zastosowana metoda badawcza pozwala na szybką odpowiedź, czy w danym połączeniu szczelina lutownicza jest całkowicie wypełniona lutem i czy występują znaczące niezgodności lub wady. w warunkach prowadzonego eksperymentu nie było natomiast możliwe dokładne określenie położenia granic zwilżenia szczeliny lutem. [5] brazing handbook, fourth edition, american welding society 1991. [6] pawlak s.: termograficzna metoda oceny rozkładu udziału włókien w kompozytach epoksydowo-węglowych, rozprawa doktorska, politechnika śląska w gliwicach, wydział mechaniczny-technologiczny, gliwice 2010. [7] wróbel g., pawlak s., muzia g.: thermal diffusivity measurements of selected fiber reinforced polymer composites using heat pulse method, archives of materials science and engineering 48/1, 2011, 25-32. [8] fidali m., bzymek a., timofiejczuk a., czupryński a., jamrozik w.: ocena stanu procesu spawania na podstawie analizy obrazów wizyjnych i termowizyjnych. biuletyn instytutu spawalnictwa w gliwicach 2/2009, 50-56. ps 5 2017 www 1 71przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 wybrane zagadnienia z zakresu antykorozji  stalowych konstrukcji spawanych na podstawie  niemieckich przepisów ztv-ing i vgb/baw selected requirements regarding corrosion protection for welded steel constructions regarding german requirements ztv-ing and vgb/baw mgr inż. martin czysch – gsi-slv duisburg; mgr inż. jerzy kozłowski – slv-gsi polska sp. z o.o.; mgr inż. jakub kozłowski  – politechnika częstochowska. autor korespondencyjny/corresponding author: jerzy.kozlowski@slv-polska.pl streszczenie w referacie przedstawiono przykłady wymagań rynku niemieckiego dla wytwarzania konstrukcji stalowych wg niemieckich przepisów ztv-ing. przedstawiono przykłady wymagań dla materiałów i wykonawstwa konstrukcji. szczególną uwagę poświęcono wymaganiom dla zabezpieczenia antykorozyjnego zawartych w części 4 rozdział 3. referat przedstawia również przykłady wymagań z zakresu antykorozji konstrukcji morskich wież wiatrowych oraz komponentów farm wiatrowych zawartych w projekcie dokumentu vgb/baw. szczególną uwagę zwrócono na bezwzględną konieczność spełnienia wymagań w zakresie zabezpieczeń antykorozyjnych konstrukcji oraz kwalifikacji i kompetencji personelu antykorozji. referat odnosi się również do możliwości spełnienia tych wymagań na rynku polskim. słowa kluczowe: zabezpieczenie antykorozyjne; konstrukcje stalowe; personel antykorozji abstract this lecture discusses examples for requirements on the german market for production of steel constructions following ztv-ing. there are examples for material selection and requirements for construction. a special role is taken for requirements regarding corrosion protection in part 4 chapter 3. this lecture also discusses examples for corrosion protection for offshore wind power towers and components according to vgb/baw. there is a special regard for the muss of fulfilling the requirements for corrosion protection and the qualification and competence of the personnel for corrosion protection. this lecture also discusses the possibility for fulfilling this requirements on the polish market. keywords: corrosion protection; steel constructions; corrosion protection personnel  wstęp jedną z najważniejszych cech konstrukcji inżynierskich jest ich trwałość. konstrukcje powinny być tak zaprojektowane i wykonane, aby w przyjętym okresie użytkowania zapewniona była zdolność do ich użytkowania przy zachowaniu cech wytrzymałościowych i eksploatacyjnych obiektu. materiały użyte do budowy powinny zapewnić trwałość odpowiednio do przyjętych okresów użytkowania. przy ich doborze powinny być brane pod uwagę nie tylko cechy fizyczne i mechaniczne, ale również ich odporność na oddziaływanie środowiska, w którym konstrukcja będzie użytkowana. martin czysch, jerzy kozłowski, jakub kozłowski przeglad welding technology review zabezpieczenie konstrukcji stalowych powinno być zrealizowane przez ochronę konstrukcyjną (właściwe zaprojektowanie konstrukcji – m.in. brak: miejsc trudnodostępnych, miejsc, w których może gromadzić się woda, karbów, nieszczelnych połączeń stykowych), materiałowo-strukturalną (konstrukcje nie powinny zawierać materiałów o różnym potencjale elektrochemicznym) i powierzchniową (powłoki malarskie, metalizacyjne i metalizacyjno-malarskie). powłoki antykorozyjne powinny być dostosowane do rodzaju materiału, z którego konstrukcja jest wykonana i środowiska, 72 przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 w którym pracuje. niezmiernie ważnym jest również sposób prowadzenia procesu nakładania powłok antykorozyjnych, począwszy od zapewnienia właściwych warunków środowiskowych, poprzez monitorowanie właściwego przebiegu nakładania powłok, a na badaniach wykonanych powłok kończąc. by proces specjalny, jakim jest proces antykorozji był skuteczny, musi być prowadzony i nadzorowany przez kompetentny personel. wymagania dla konstrukcji stalowych funkcjonujące na rynku niemieckim w zakresie stalowych i aluminiowych konstrukcji budowlanych obowiązują wymagania zawarte w en 1090-1,-2,-3 [1], której część 1 jest zharmonizowana z rozporządzeniem parlamentu europejskiego i rady (ue) 305/2011 [2]. w zakresie konstrukcji drogowych obiektów inżynierskich np. mosty, infrastruktura drogowa, obowiązują również wymagania przepisu: „dodatkowe warunki techniczne umów i wytyczne dla konstrukcji inżynierskich (ztv-ing)” [3] część 4, „konstrukcje stalowe i kompozytowe”. w dokumencie tym, w rozdziale 1 zawarto wymagania w stosunku do wykonania konstrukcji stalowych. natomiast w rozdziale 3 „ochrona antykorozyjna konstrukcji stalowych” zawarte są wymagania w zakresie ochrony antykorozyjnej. znajomość wymagań ztv-ing jest ważna dla wytwórców polskich wykonujących konstrukcje inżynierskie dla klientów niemieckich. w ustaleniach kontaktowych zawarte są często oprócz wymagań normy en 1090 [1] również wymagania ztv-ing [3]. wykonanie konstrukcji  z uwzględnieniem ztv-ing wymagania w odniesieniu do wykonawcy wymaganiem jest, że wykonawca konstrukcji musi posiadać certyfikat zakładowej kontroli produkcji wg en 1090-1 [1] oraz świadectwo spawalnicze wg en 1090-2 [1] adekwatne dla klasy wykonania konstrukcji exc. w przypadku konstrukcji klasy exc3 nadzór spawalniczy musi posiadać pełną wiedzę techniczną – poziom c wg normy en iso 14731 [4]. wymagania dla materiałów dopuszczone do zastosowania są materiały o klasach wytrzymałości s235, s355, s460. materiały muszą być zgodne z normami en 10025-1,-5 [5], en 10210 [6], en 10219 [7]. w przypadku profili zamkniętych wg en 10210 [6], o ściankach o grubości ≥ 30 mm wymaganiem jest stan po wyżarzaniu normalizującym (nh lub nlh). dla konstrukcji nośnych mostów nie dopuszcza się stali o zagwarantowanej udarności w temperaturze +20 i 0 °c (jr i j0). częstym wymaganiem jest również określenie własności w kierunku prostopadłym do powierzchni (z15, z25, z35). właściwości stali muszą być potwierdzone świadectwem odbioru 3.2 wg en 10204 [8] zatwierdzonym przez uznaną jednostkę. dla konstrukcji innych niż nośne, wymagane są świadectwa zgodnie z normą en 1090-2 [1]. świadectwa materiałowe muszą być przedstawione przed przystąpieniem do wytwarzania konstrukcji. ztv-ing [3] określa informacje, jakie świadectwa powinny zawierać, a to m.in. skład chemiczny (15 pierwiastków c, si, mn, p, s, al, n, cr, cu, mo, ni, nb, ti, v, b), wartość równoważnika węgla cev oraz potwierdzenie spełnienia wymagań próby wg sep 1390 [9] dla materiałów do s355 i grubości od 30 mm. funkcjonujące na polskim rynku świadectwa najczęściej zawierają określenia składu chemicznego tylko dla 14 pierwiastków, natomiast próba sep 1390 [9] czy próba „z” wg en 10164 [10], wykonywane są jako próby dodatkowe, które należy uwzględnić w zamówieniu stali. dlatego ważnym jest by w zamówieniach stali określić wszystkie niezbędne wymagania. w przywołanych przepisach określone zostały wymagania w zakresie poziomu jakości dla złączy spawanych, badań wykonanych konstrukcji. w zakresie nadzoru nad wykonaniem konstrukcji oraz jej zabezpieczeniem antykorozyjnym wymagany jest dodatkowy zewnętrzny nadzór wskazany przez zamawiającego. powyżej przedstawiono tylko niektóre wymagania w zakresie wykonania, zawarte w ztv-ing [3]. wykonawca konstrukcji musi przeanalizować sposób spełnienia wszystkich wymagań przed podjęciem decyzji o realizacji zlecenia. wymagania w zakresie projektowania  i wykonania zabezpieczenia antykorozyjnego poniżej przedstawiono niektóre z wymagań ztv-ing [3] w zakresie projektowania i wykonania zabezpieczenia antykorozyjnego. projektowanie konstrukcji przeznaczonych do cynkowania ogniowego oraz proces cynkowania muszą uwzględniać wymagania normy en iso 14713 [11], oraz przepisów dast 022 [12]. w przypadku zabezpieczenia antykorozyjnego poprzez malowanie, wymagany jest stopień przygotowania p3 wg en iso 8501-3 [13] dla krawędzi, spoin i innych obszarów powierzchni stalowych zawierających wady powierzchni. dla nierówności lica spoin dopuszczalny jest stopień p2. możliwe jest zastosowanie potrójnego fazowania krawędzi zamiast zaokrąglenia. powierzchnie do malowania należy przygotować metodą strumieniowo ścierną z zastosowaniem ścierniwa ostrokątnego. wymagany stopień przygotowania podłoża (również powierzchni spoin) to, co najmniej sa 2½ zgodnie z en iso 12944-4 [14]. uzyskany profil powierzchni po obróbce strumieniowo ściernej musi być, co najmniej „pośredni” (g) zgodnie z en iso 8503-1 i -2 [15]. jeżeli elementy zostały pokryte powłoką ochrony czasowej, to istniejącą powłokę należy usunąć przed nakładaniem powłoki podkładowej przy pomocy suchej obróbki strumieniowo ściernej. niedozwolone jest również spawanie elementów pokrytych powłoką ochrony czasowej. ochronę krawędzi półek, kołnierzy, usztywnień, śrub i spoin (nie dotyczy złączy wykonywanych na budowie) wykonać należy po nałożeniu powłoki podkładowej. w powłokach podkładowych z pyłem cynkowym ochrona krawędzi musi być wykonana farbą z fosforanem cynku. jeśli aplikacja farb dokonywana jest przez natryskiwanie, obszary, takie jak narożniki, śruby i łby nitów lub inne trudno dostępne miejsca należy wyprawić pędzlem przed albo po aplikacji. nie dopuszcza się aplikacji powłoki gruntowej wałkiem. przy malowaniu elementów na warsztacie, dla obszarów spoin wykonywanych na budowie należy: – obszary spawania zakleić 50 mm od krawędzi przyszłej spoiny, – podkład gruntowy o nominalnej grubości malować aż do zaklejonego miejsca, – pierwszą międzywarstwę malować do 250 mm od krawędzi spoiny, – każdą następną warstwę malować 50 mm od warstwy poprzedniej. wymagania w stosunku do personelu antykorozji prace antykorozyjne muszą być wykonywane przez osoby, które posiadają niezbędne kwalifikacje (dotyczy to również kierownika budowy). już na etapie ofertowania 73przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 wymagane jest przedstawienie odpowiednich świadectw potwierdzających. wymaganym jest, by brygadzista bezpośrednio nadzorujący prace antykorozyjne był stale obecny w miejscu pracy podczas wykonywania robót antykorozyjnych. szczególnie ważne wymaganie przy pracach prowadzonych w cyklu 2 lub 3 zmianowym. kwalifikacje brygadzisty muszą być potwierdzone egzaminem. tym egzaminem jest: – dla oferentów krajowych świadectwo szkolenia rady doradczej federalnego stowarzyszenia ochrony antykorozyjnej e.v. (korschein); – dla oferentów zagranicznych równorzędny dowód kwalifikacji (wg wiedzy autorów referatu akceptowalne jest, dla oferentów z polski, ukończenie 3 tygodniowego kursu „projektowanie i nadzór nad wykonaniem zabezpieczeń antykorozyjnych na konstrukcjach stalowych” prowadzonych przez instytut badawczy dróg i mostów). po 3 latach od uzyskania ww. kwalifikacji koniecznym jest powtórne szkolenie zgodnie z wymogami rady doradczej edukacji. warunki dopuszczenia do egzaminu korschein, jakie musi spełnić kandydat to: – ukończenie, co najmniej dwuletniego szkolenia zawodowego, kierunkowego i udowodnienie, co najmniej dwuletniego, praktycznego doświadczenia zawodowego w dziedzinie ochrony antykorozyjnej konstrukcji stalowych; – wykształcenie mistrza o odpowiednim wykształceniu technicznym i udowodnienie, co najmniej rocznego, praktycznego doświadczenia zawodowego w dziedzinie ochrony antykorozyjnej konstrukcji stalowych; – ukończenie średniej szkoły technicznej i udowodnienie, co najmniej rocznego, praktycznego doświadczenia zawodowego w dziedzinie ochrony antykorozyjnej konstrukcji stalowych; – osoby, które nie potrafią udowodnić wyszkolenia mogą być dopuszczone do egzaminu, jeśli udowodnią dziesięcioletnie praktyczne doświadczenie zawodowe w dziedzinie ochrony antykorozyjnej konstrukcji stalowych; – stopień inżyniera i udowodnienie, co najmniej rocznego, praktycznego doświadczenia zawodowego w dziedzinie ochrony antykorozyjnej konstrukcji stalowych. egzamin przeprowadzany jest po ukończeniu 3 tygodniowego kursu (120 jednostek lekcyjnych). podczas egzaminu trwającego 3 godziny sprawdzana jest znajomość z następujących tematów: – podstawowe przepisy i regulacje, – korozja i ochrona antykorozyjna stali i cynku, – systemy powłokowe / systemy ochrony przed korozją, – przygotowanie powierzchni, – aplikacja materiałów powłokowych, – sprzęt i urządzenia do przygotowania powierzchni, – sprzęt i urządzenia do aplikacji, – zapewnienie jakości, – ochrona betonu i naprawa konstrukcji mostowych, – zastosowanie rusztowań w pracach związanych z ochroną przed korozją, – wyliczenia i kalkulacje, – zarządzanie personelem, – bezpieczeństwo pracy i ochrona środowiska. za pozytywny wynik egzaminu uznaje się uzyskanie minimum 50% możliwych do zdobycia punktów. jak wynika z przedstawionych warunków, wymagania kwalifikacyjne dla brygadzistów bezpośrednio nadzorujących prace antykorozyjne postawione są bardzo wysoko. warunki te i możliwości ich spełnienia należy uwzględnić podczas przeglądu wymagań kontraktu. wykonanie konstrukcji  przybrzeżnych turbin wiatrowych  z uwzględnieniem wymagań vgb/baw wzrost ilości instalowanych turbin wiatrowych skłania do podjęcia działań mających na celu obniżenie kosztów instalacji i obsługi oraz zwiększenie bezpieczeństwa pracy turbin. w tym celu vgb powertech e.v. i federalna instytucja budowli wodnych (baw) postanowili wspólnie stworzyć vgb/baw [16] standard do ochrony antykorozyjnej przybrzeżnych turbin wiatrowych i komponentów farm wiatrowych. celem jego jest obniżenie wysokich kosztów inwestycji w morskie elektrownie wiatrowe oraz zapewnienie ochrony konstrukcji przed korozją, przez co najmniej 25 lat. założeniem jest, stosowanie systemów antykorozyjnych pozwalających na uniknięcie kosztownych napraw na morzu. wprowadzenie wymagań vgb/baw [16] planowane jest w roku 2018. wymagania w zakresie projektowania i wykonania  zabezpieczenia antykorozyjnego wg vgb/baw [16] oprócz wymagań ztv-ing [3] przedstawionych w p. 2 niniejszego referatu, przepis vgb/baw [16] przewiduje wymagania dodatkowe. i tak dla procesów natryskiwania cieplnego należy przestrzegać wymagań norm en iso 12690 [17], en iso 14918 [18], en iso 14923 [19]. mogą być tylko stosowane systemy antykorozyjne zatwierdzone przez federalny instytut budowli wodnych (baw). czyszczenie konstrukcji za pomocą obróbki strumieniowo-ściernej może być prowadzone tylko w zamkniętych pomieszczeniach z klimatyzacją. warunki klimatyczne powinny być monitorowane w sposób ciągły, od początku czyszczenia aż do zakończenia nakładania pierwszej warstwy powłoki. określone zostały minimalne wymagane warunki przy pracy na warsztacie oraz (pod namiotem): – temperatura powietrza +10 ÷ +30 °c (warsztat/namiot); – temperatura obiektu +10 ÷ +25 °c oraz 5 °c powyżej punktu rosy (warsztat/namiot); – wilgotność względna ≤65% warsztat oraz ≤40% w przypadku obróbki pod namiotem. należy w tym zakresie zwrócić uwagę na zaostrzenie wymagań w zakresie wilgotności powietrza i różnicy temperatury względem temperatury punktu rosy. w stosunku do przygotowania powierzchni wymagane jest, by było ono sprawdzone wg en iso 12994-4 [14]. koniecznym jest osiągnięcie przynajmniej stopnia bsa2½. czystość powierzchni należy sprawdzić metodą taśmy samoprzylepnej wg din fachbericht 28 [20]. przy czym nie może być przekroczona wartość 2 dla ilości i wielkości wg en iso 8502-3 [21]. jeżeli stopień czystości nie jest osiągnięty musi być wykonane ponowne czyszczenie. przygotowana i oczyszczona powierzchnia powinna być również wolna od zanieczyszczeń rozpuszczalnych w wodzie. pomiar należy wykonać bezpośrednio przed malowaniem, metodą tamponową wg din fachbericht 28 [20] lub metodą bresl’a wg en iso 8502-6 [21], przy czym zastosowanie tej metody musi być uzgodnione ze zleceniodawcą. wartość graniczna koncentracji zanieczyszczeń, na powierzchni badanej nie może przekroczyć 50 mg/m2 anionów lub 80 mg/m2 soli. jeśli w kartach technicznych farb wymagana jest wartość niższa, to powinna być ona osiągnięta. wymagania dla warunków klimatycznych podczas aplikacji farb są analogicznie jak dla obróbki strumieniowościernej. tu również należy pamiętać o zaostrzonych wymaganiach w stosunku do wilgotności i temperatury. oczywistym wymaganiem jest konieczność wyprawienia pędzlem wszystkich kątów, krawędzi, szczelin, otworów 74 przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 na śruby, nierównych spoin, nitów i miejsc o niedostatecznym dostępie. w trakcie czyszczenia i nakładania powłok wykonawca musi wykonać płyty próbne dla każdej strefy konstrukcji i dla każdego rejonu inspekcyjnego. pomiar grubości pojedynczej warstwy i całego systemu wykonuje się wg iso 19840 [22] z kalibracją na gładkiej powierzchni. pomiar wykonuje się równomiernie na całej grubości malowanej (min. 4 punkty pomiarowe/m2; przy powierzchniach mniejszych niż 6 m2 – przynajmniej 25 pomiarów). podane grubości warstw są zdefiniowane jako nominalne. dla każdej pojedynczej powłoki i dla całego systemu dopuszcza się max. 2-krotne przegrubienie. wymagane jest również przeprowadzenie kontroli szczelności powłoki wg din 55670 [23] na całej powierzchni, za pomocą wysokiego napięcia, po całkowitym utwardzeniu powłoki. na wykonanych płytach próbnych należy również wykonać badanie przyczepności powłok dla każdego obszaru testowego. badanie przyczepności w strefach 1 i 2 wykonuje się wg en iso 4624 [24] i en iso 16276 [25] cz. 1 próba odrywowa i cz. 2 nacięcie krzyżowe. przy czym wymaganiem dla próby odrywowej jest: – ilość stempli na każdej płycie – 5; – wymagania min. – 8 mpa w strefie 1 i 5 mpa w strefie 2; – przełomy z rozerwaniem między powłoką i stalą są niedopuszczalne (a/b); – przy rozerwaniach mieszanych, max. dopuszcza się 10% rozerwania a/b. wymaganiem dla nacięcia krzyżowego jest stopień ≤ 1 wg en iso 16276-2 [25]. wymagania w zakresie personelu antykorozji vgb/baw wprowadza wymaganie stałej obecności w miejscu pracy, podczas wykonywania prac antykorozyjnych, brygadzisty ze świadectwem korschein wg ztv-ing [3]. natomiast pracownicy wykonujący prace antykorozyjne muszą posiadać odpowiednie kwalifikacje i wieloletnie doświadczenie w zakresie ochrony przed korozją, udowodnione wg din en iso 12944-7 [14]. w ramach samokontroli zleceniobiorca musi, dla prac przeciwkorozyjnych na budowie, zatrudnić inspektora z certyfikatem din certco stopień c lub porównywalnym (np. frosio 3 lub nace 3). inspektor ten ma być odpowiedzialny za czynności zapewnienia jakości, dotrzymania istotnych przepisów bhp, ochrony środowiska i opracowywania dokumentacji. literatura [1] en 1090-1,-2,-3+a1:2012 wykonanie konstrukcji stalowych i aluminiowych część 1: zasady oceny zgodności elementów konstrukcyjnych; część 2: wymagania techniczne dotyczące konstrukcji stalowych; część 3: wymagania techniczne dotyczące wykonania konstrukcji aluminiowych. [2] rozporządzenie parlamentu europejskiego i rady (ue) nr 305/2011 z dnia 9 marca 2011. [3] ztv-ing:2012 – dodatkowe warunki techniczne umów i wytyczne dla konstrukcji inżynierskich. [4] en iso 14731:2006 nadzorowanie spawania. zadania i odpowiedzialność. [5] en 10025:2004 wyroby walcowane na gorąco ze stali konstrukcyjnych. [6] en 10210:2006 kształtowniki zamknięte wykonane na gorąco ze stali konstrukcyjnych niestopowych i drobnoziarnistych. [7] en 10219:2006 kształtowniki zamknięte ze szwem wykonane na zimno ze stali konstrukcyjnych niestopowych i drobnoziarnistych. [8] en 10164:2004 wyroby stalowe o podwyższonych własnościach plastycznych w kierunku prostopadłym do powierzchni. warunki techniczne dostawy. [9] en 10204:2004 wyroby metalowe. rodzaje dokumentów kontroli. [10] sep 1390 próba spawalności poprzez zginanie próbki napawanej. [11] en 14713:2010 powłoki cynkowe – wytyczne i zalecenia dotyczące ochrony przed korozją konstrukcji ze stopów żelaza. [12] dast 022 deutscher ausschuß für stahlbau. (cynkowanie ogniowe nośnych elementów stalowych). [13] en 8501-3:2007 przygotowanie podłoży stalowych przed nakładaniem farb i podobnych produktów – wzrokowa ocena czystości powierzchni. część 3: stopnie przygotowania spoin, krawędzi i innych obszarów z wadami powierzchni. podsumowanie  mając na uwadze przywołane uregulowania ztv-ing [3] oraz vgb/baw [16] należy szczególną uwagę zwrócić na konieczność zapoznania się z tymi wymaganiami przed podpisaniem kontraktu. niezmiernie ważne jest wymaganie w stosunku do kompetencji i kwalifikacji personelu antykorozji. biorąc pod uwagę dostępność polskojęzycznych kursów spełniających przywołane w referacie wymagania oraz czas ich trwania (kurs ibdim organizowany jest w sekwencji 3x1 tydzień i jest rozciągnięty w czasie kilku miesięcy natomiast kurs frosio wg ns 476, organizowany przez gsi-slv duisburg i slv-gsi polska trwa 2 tygodnie i na chwilę obecną uruchamiane są tylko 3 edycje w ciągu roku), decyzja o szkoleniu pracowników musi zapaść odpowiednio wcześniej. jeśli w planach działalności firmy, uwzględnia się wykonawstwo konstrukcji na rynek niemiecki, należy się liczyć również z koniecznością spełnienia wymagań ztv-ing [3] czy vgb/baw. należy wówczas zaplanować sposób spełnienia wymagań w stosunku do możliwości technicznych wytworzenia konstrukcji oraz wymagań w stosunku do personelu antykorozji, a w przypadku braków podjąć decyzję o jego szkoleniu. oczywiście możliwe jest również zaangażowanie personelu zewnętrznego, trzeba w takim wypadku uwzględnić dodatkowy koszt z tym związany, jak również jego dostępność na rynku. jeśli świadomość konieczności spełnienia wymagań pojawi się dopiero w chwili uzgadniania warunków kontraktu – to jest to najczęściej świadomość spóźniona. [14] en iso12944-1÷8:1998 farby i lakiery – ochrona przed korozją konstrukcji stalowych za pomocą ochronnych systemów malarskich. [15] en iso 8503-1 i -2:1995 przygotowanie podłoży stalowych przed nakładaniem farb i podobnych produktów. charakterystyki chropowatości powierzchni podłoży stalowych po obróbce strumieniowo-ściernej. [16] vgb/baw – standard ochrony antykorozyjnej morskich turbin wiatrowych i komponentów farm wiatrowych. [17] en iso 12690:2010 powłoki metalowe i inne nieorganiczne. nadzór nad natryskiwaniem cieplnym. obowiązki i odpowiedzialność. [18] en iso 14918:1998 natryskiwanie cieplne. egzamin dla metalizatorów. [19] en iso 14923:2003 natryskiwanie cieplne. charakterystyka i badanie powłok natryskiwanych cieplnie. [20] din fachbericht 28 (raport techniczny 28). [21] en iso 8502 przygotowanie podłoży stalowych przed nakładaniem farb i podobnych produktów – badania służące do oceny czystości powierzchni. [22] iso 19840:2004 farby i lakiery. ochrona przed korozja konstrukcji stalowych za pomocą ochronnych systemów malarskich. pomiar i kryteria przyjęcia grubości suchych powłok na chropowatych powierzchniach. [23] din 55670:1994 beschichtungsstoffe – prüfung von beschichtungen auf poren und risse mit hochspannung (farby i lakiery – badanie powłok dla wykrycia porów i pęknięć wysokim napięciem). [24] en iso 4624:2016 farby i lakiery. próba odrywania do oceny przyczepności. [25] en iso 16276-1,-2:2007 ochrona konstrukcji stalowych przed korozją za pomocą ochronnych systemów malarskich. ocena i kryteria przyjęcia adhezji/kohezji. [26] ns 476 farby i powłoki. kwalifikacja inspektorów obróbki powierzchniowej. 25welding technology review vol. 90 12/2018 causes of cracks of chemical apparatus made of austenitic steel dr inż. artur lange, dr inż. piotr białucki, dr inż. alyona bashir, mgr inż. ewa harapińska – wroclaw university of science and technology, poland; dr inż. aleksandra małachowska – chemnitz university of technology, germany; corresponding author: artur.lange@pwr.edu.pl subject of the research the subject of the research was a fragment of the steam supply installation for chemical equipment. the tested element of the installation was made of austenitic stainless steel of 0h18n9 grade. this type of steel is often used in industry due to its excellent corrosion resistance, good plasticity and weldability [1,2]. corrosion resistance is conditioned by its structure and homogeneity of the passive layer [3], in addition the corrosion resistance of this type of steel depends on the type of corrosive environment. austenitic steels are susceptible for pitting corrosion and stress corrosion, especially in the environment containing chlorides [4]. an additional factor conducive to corrosion is the separation of chromium carbides reducing the content of chromium in the adjacent material, causing dechromination of grain boundaries [6]. they can be formed in the welding process. after a short period of operation of the tested installation, leakages were observed in the steam supply system. penetration studies revealed an extensive network of cracks on the surface of the material, as shown in figure 1. the cracks occurred in the native material, in the welds and in the swc zone. this generated the problem of determining the reason for the occurrence of cracks in the period of about one year. research methodology in order to determine the causes of cracks, tests of the che mical composition of the native steel material and the weld artur lange, piotr białucki, aleksandra małachowska, alyona bashir, ewa harapińska material were performed, metallographic examinations were carried out on samples from various cracks (native material, swc and weld) [5]. the sediment on the inner surface of the pipe was also tested. x-ray diffractometry and edx analysis were performed using scanning electron microscope (sem). visual assessment on the injector’s surface (fig.1), visible cracks in all directions are visible to the unaided eye and cover the whole perimeter of the tube. most visible cracks pass through the material. after cutting out the middle part of the pipe sample, in which the longitudinal weld connects to the peripheral one, its self-acting disintegration into smaller fragments shown in figure 2 occured. a layer of brittle sediment was visible on the inner surface of the pipe. fig. 1. the appearance of the pipe after penetration tests keywords: austenitic steel; stress cracks; steam doi: http://dx.doi.org/10.26628/wtr.v90i12.986 abstract the subject of the research was the installation of a water steam used in the chemical industry. penetration tests revealed an extensive network of cracks on the surface of steel and welds. metallographic studies, chemical composition analysis, edx analysis were performed. thermal treatment of steel was carried out and microhardness measurements were made. the results of the tests showed that stress corrosion was the main reason for the occurrence of cracks. 26 welding technology review vol. 90 12/2018 fig. 3. marked places where chemical composition was analyzed by means of edx on the side of the sediment in contact with the medium – calcareous leachate, sem fig. 2. view of the pipe fragments after cutting it open table ii. composition of sediment from the medium side – calcareous leachate in %wg table i. chemical composition of pipe and weld steel %wg sediment steel 0h18n9 by pn-71/h-86020 sample 1 of steel of pipe sample 2 of steel of pipe weld c 0,07 0,03 0,03 0,02 si 1,00 0,24 0,23 0,74 mn 2,00 1,86 1,87 0,91 p 0,045 0,019 0,017 0,026 s 0,015 0,081 0,084 0,126 mo – 0,26 0,26 0,16 cr 17,5÷19,5 17,61 17,68 18,59 ni 8,0÷10,5 7,79 7,75 9,10 cu – 0,32 0,32 0,13 co – 0,24 0,25 0,11 name c o mg al si s cl ca fe spectrum 1 12,223 30,066 – 1,126 – 0,450 2,907 53,228 – spectrum 2 19,729 55,685 – 0,198 – – 0,484 23,570 0,334 spectrum 3 12,740 27,888 – 1,455 – – 1,670 56,247 – spectrum 4 14,751 47,879 – 0,317 0,235 – 1,146 35,672 – spectrum 5 18,984 39,838 – 0,364 0,174 0,287 2,828 37,525 – analysis of the chemical composition of the pipe material the analysis of the chemical composition of the steel was carried out using a spectral method using a leco gds750-qdp glow discharge spectrometer. after analysis of the chemical composition it was found that the injector’s material corresponds to the 0h18n9 grade steel (tabl. i), in accordance with the requirements of the previous pn-h-86020: 1971 [11]. according to the new pn-en 10028-7:2016-09 [12], the steel equivalent to 0h18n9 is steel 1.4301 (304). the analysis showed only small deviations for nickel, whose content in steel is approx. 7.8% compared to 8.0% specified in the standard and sulfur. increased sulfur content causes formation of manganese sulphides constituting local cathode areas, thus initiating pitting on the steel surface [7]. the chemical composition of the weld is suitable for the welded steel grade. the binder used contains a greater amount of chromium and nickel in relation to the native material and a reduced carbon content to protect against intercrystalline corrosion. analysis of the sediment in the pipe the sediment located on the inner surface of the pipe, resulting from the contact with the medium – the calcareous leachate, was taken for analysis. the analysis was performed on a hitachi s-3400n scanning microscope with an edx adapter. two sides of the collected sediment were analyzed from the medium side and from the injector’ surface (fig. 3 and 4). the results of measurements are presented in tables ii and iii. particular attention is paid to the high 1 5 5 42 3 27welding technology review vol. 90 12/2018 fig. 4. marked places where the chemical composition was analyzed by means of edx on the surface of the sediment in contact with the inner wall of the pipe, sem table iii. composition of sediment on the surface side of the steel in %wg nazwa c o na mg al si s cl ca fe spectrum 1 15,452 41,342 – 0,299 1,033 2,614 1,887 10,314 19,311 7,746 spectrum 2 17,344 43,320 – 1,709 0,919 1,338 0,557 9,943 23,369 1,501 spectrum 3 14,570 44,621 – 1,006 1,059 2,556 1,292 8,987 17,407 8,501 spectrum 4 16,058 41,385 – 0,430 0,591 0,950 0,472 7,959 30,930 1,225 fig. 5. 0h18n9 steel: a), b) corrosive cracks. chrome carbides at grain boundaries. light microscopy. non-digested samples. magn. 200x chlorine content, which depending on the place of measurement reaches up to 10% by weight, which is a factor strongly conducive to such types of corrosion as: pitting, crevice and stress of the steel [8]. metallographic examinations observations of the pipe material structures in the nonetched and etched state were carried out using the neophot 32 zeiss optical microscope and the hitachi s-3400n scanning microscope. a) b) 2 1 4 3 pictures of microstructures of the pipe material from various locations on the cross-sections of the taken samples are shown in figures 5÷7. cracks visible in the pictures are typical for stress corrosion. corrosive cracks run deep into the material, generally trans-crystalline, and branch out at the ends (fig. 6). such cracks occur in both steel and in the weld zone as well as in the heat affected zone (fig. 7). the chromium carbides visible at the grain boundary (fig. 6) do not form a continuous net, but are arranged in separated precipitates. only locally, on the part of the grain border, continuity of carbide precipitates can be noticed. this is 28 welding technology review vol. 90 12/2018 fig. 7. welded joint: a) weld structure, b) structure of the swc zone. light microscopy. samples digested with mi31fe. magn. 200x fig. 8. cross-section of a pipe section: a) corrosion cracking, b) enlarged crack fragment, sem fig. 6. 0h18n9 steel: a), b) corrosive cracks. chrome carbides at grain boundaries. light microscopy. samples digested with mi31fe. magn. 200x confirmed by the results of investigations of microstructures made with a sem microscope (fig. 8÷9) of samples with cracks. the chemical composition analysis was made from the fragment of material marked in figure 8. the presence of separated carbides confirms the results of the analysis of the chemical composition of the precipitates, shown in figure 9 and table iv. it can therefore be concluded that in the case of the pipe under test, intercrystalline corrosion was not the reason for the material cracking. it should be noted, however, that the occurrence of carbide precipitates and presence of tensile stresses promotes the occurrence of stress corrosion. heat treatment of a pipe section in order to reduce the susceptibility to intercrystalline corrosion, heat treatment was carried out. two samples were collected from the same injector fragment, one of which was heat treated (supersaturated at 1090 °c in air, followed a) a) a) b) b) b) 29welding technology review vol. 90 12/2018 fig. 9. marked places where the chemical composition of precipitates was analyzed by means of edx fig. 10. cross-sections of pipe sections before heat treatment: a) swc area, magn. x100, b) native material, magn. x100, c) native material, magn. x200. samples digested with mi31fe by rapid cooling in water) [14]. the structure of the samples was then compared (fig. 7). metallographic analysis heat treatment caused a decrease in the amount of carbides in the steel structure as a result of their dissolution in the material’s matrix and an increase in grain size (fig. 10 and 11). the hardness was also significantly reduced in both the parent material and the weld (fig. 12 and 13). before the heat treatment, the hardness was about 180 hv0.1 and after heat treatment about 150 hv0.1 pn-en 1043-1:2000. heat treatment removes residual stresses, which increase the likelihood of stress corrosion [9], as well as the removal of some of the precipitates that may be the origin of pitting. hardness measurement the hardness measurement was carried out using the vickers method on a sinowon hvs1000 hardness tester at a load of 0.98 n which corresponds to hv0.1 pn-en 1043-1: 2000. as a result of hardness measurements, it was found that the hardness of the weld is similar to the hardness of the native material. nazwa c o si s cr mn fe ni spectrum 1 19,100 3,121 0,851 – 19,858 1,358 52,164 3,547 spectrum 2 27,575 4,289 0,693 – 17,201 1,230 44,850 4,163 table iv. composition of precipitates visible in the cross-section of injector’s section in %wg a) b) c) 30 welding technology review vol. 90 12/2018 fig. 11. cross-sections of sections from the tube material after heat treatment: a) corrosion crack visible on the austenite background, b) austenite. samples digested with mi31fe. magn. x200 fig. 12. hardness graphs for a weld before heat treatment: a) measurement perpendicular to the axis of the weld, b) measurement perpendicular to the sheet metal surface, c) measurement scheme fig. 13. hardness graphs for a weld after heat treatment: a) measurement perpendicular to the axis of the weld, b) measurement perpendicular to the axis of the sheet metal measurement perpendicular to the axis of the weld weld weld measurement from the side of the samplei measurement from the side of the samplei weld weld measurement perpendicular to the axis of the sheet metal summary the steel used to make the 0h18n9 grade pipe belongs to austenitic stainless steels, characterized by very good weldability and ease of plastic forming. it owes its good anti-corrosion properties to the phenomenon of passivation, consisting in the formation of a film of oxides on the surface of the metal that hinders further corrosion processes. however, in the presence of chlorides, the passive film penetrates and initiates pitting corrosion. this phenomenon takes place especially in the areas of weakening of the passive film – the pores, the heterogeneity of the structure, e.g. non-metallic inclusions. if the element additionally includes tensile stresses, the material does not repassivate and local crack propagates the crack leading to the destruction of the element. this is a typical course of stress corrosion, to which the 0h18n9 steels are not resistant. a) b) a) a) b) b) 31welding technology review vol. 90 12/2018 references [1] g. r. mirshekari, e. tavakoli, m. atapour, b. sadeghian, microstructure and corrosion behavior of multipass gas tungsten arc welded 304l stainless steel, materials and design (2014), 55, 905-911. [2] a. świerczyńska, g. rogalski, d. fydrych, badania struktury i właściwości spawanych austenitycznych rur wymienników ciepła, welding technology review (2010), vol. 82 (6), 11-16. [3] k. r. m. rao, s. mukherjee, p. m. raole, i. manna, characterization of surface microstructure and properties of low-energy high-dose plasma immersion ion-implanted 304l austenitic stainless steel, surface and coating technology (2005), 200, 2049-2057. [4] s. ghosh, v. p. s. rana, v. kain, v. mittal, s.k. baveja, role of residual stresses induced by industrial fabrication on stress corrosion cracking susceptibility of austenitic stainless steel materials & design (2011), vol. 32 (7), 3823-3831. [5] e. tasak, a. ziewiec, spawalność materiałów konstrukcyjnych, wydawnictwo jak, kraków (2009). [6] h. ezuber, a. alshater, s. o. nisar, a. gonsalvez, s. aslam, effect of surface finish on the pitting corrosion behavior of sensitized aisi 304 austenitic stainless steel alloys in 3.5% nacl solutions, surface engineering and applied electrochemistry (2018), 54, 73-80 [7] r. e. melchers, i. a. chaves, r. jeffrey, a conceptual model for the interaction between carbon content and manganese sulphide inclusions in the short-term seawater corrosion of low carbon steel, metals (2016), vol.6 (6), 132. [8] t. prosek, a. iversen, c. taxén, d. thierry, low-temperature stress corrosion cracking of stainless steels in the atmosphere in the presence of chloride deposits, corrosion (2009), vol. 65 (2), 105-117. [9] s. ghos, , v. p. s. rana, v. kain, v. mittal, s.k. baveja, role of residual stresses induced by industrial fabrication on stress corrosion cracking susceptibility of austenitic stainless steel, materials and design (2011), 32, 3823-3831. [10] p. roffey, e. h. davies, the generation of corrosion under insulation and stress corrosion cracking due to sulphide stress cracking in an austenitic stainless steel hydrocarbon gas pipeline, engineering failure analysis (2014), 44, 148-157. [11] pn-h-86020:1971 stal odporna na korozję (nierdzewna i kwasoodporna) – gatunki. [12] pn-en 10028-7:2016-09 wyroby płaskie ze stali na urządzenia ciśnieniowe – część 7: stale odporne na korozję [13] i.i. vasilenko, r.k. melehov, korrozionnoe rastreskivanie stali, kiev (1977) (василенко и.и., мелехов р.к.: коррозионное растрескивание сталей, киев 1977). [14] g. rogalski, j. łabanowski, d. fydrych, a. świerczyńska, wpływ obróbki cieplnej na właściwości spawanych austenitycznych rur wymienników ciepła, welding technology review (2014), vol. 86 (6), 24-31. the nucleation and development of steel corrosion cracking arises due to factors such as: – high surface roughness, – heterogeneity of the microstructure (separation at the grain boundary, inclusions, etc.), – operational environment (high concentration of chlorides), – own and delayed stresses, – increased temperature (sometimes even 50 °c). in case of the pipe being analyzed, most of these conditions occurred. probably after the welding process the injector was not subjected to a stress-relieving treatment, so there were tensile stresses in the medium with which the element had a high concentration of chlorides, the pipe worked at a temperature of approx. 250 °c. this caused the occurrence of stress corrosion and destruction of the element. also chromium carbides in the operating environment are formed by corrosion microcells, in which the carbide is a cathode and the adjacent metal is an anode, causing intercrystalline corrosion [13]. under the influence of stresses, microcracks form on the boundaries of austenite grains weakened by intercrystalline corrosion, which caused the development of corrosion cracking. an additional factor influencing the development of corrosion could be the insulation covering the pipe, which blocked the access of oxygen, which made it difficult to restore the damaged passive layer. considering that steel 0h18n9 can withstand the concentration of chlorine ions up to 1000 ppm [9] in the case of the medium flowing, the durability of installations made of this steel can be increased by subjecting the whole element or con struction to supersaturation treatment. performing only a stress relief treatment after welding may not be sufficient to eliminate corrosion due to the high concentration of chlorides. alternative solutions to the problem are improving the quality of the feedwater, which will enable the production of saturated steam with better parameters, or consider the change of the steel grade. © 2019 by the authors. submitted for possible open access publication under the terms and conditions of the creative commons attribution (cc by) license (http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/). 201112_pspaw.pdf 15przegląd spawalnictwa 12/2011 zbigniew mirski kazimierz granat sebastian stano możliwości spajania węglików spiekanych ze stalą wiązką lasera possibilities of laser-beam joining hardmetals to steel dr hab. inż. zbigniew mirski, prof. nadzw. pwr, dr hab. inż. kazimierz granat, prof. nadzw. pwr – politechnika wrocławska, dr inż. sebastian stano – instytut spawalnictwa, gliwice. streszczenie połączenia spajane węglików spiekanych ze stalą powszechnie występują w produkcji narzędzi, stosowanych głównie w obróbce skrawaniem i w przemyśle wydobywczym. w artykule przedstawiono możliwości łączenia węglików spiekanych h10s i g10 ze stalą c45 za pomocą promienia lasera. są to pierwsze, innowacyjne próby przeprowadzone w kraju. połączenia pomiędzy węglikami spiekanymi i stalą wykonano jako bezpośrednie oraz przy zastosowaniu przekładek między łączonymi materiałami, wykonanych z miedzi, lutu 3-warstwowego ag49/cu oraz niklu. próby spajania wykonano w centrum techniki laserowej w instytucie spawalnictwa w gliwicach. w tym celu zastosowano laser dyskowy (λ = 1030 nm) trudisk 12002 o mocy 12 kw, firmy triumpf. wiązka lasera ogniskowano najczęściej na powierzchni stali, aby nie doprowadzić do bezpośredniego oddziaływania lasera na strukturę węglików spiekanych. ocenę złączy węglików spiekanych ze stalą c45 przeprowadzono na podstawie badań metalograficznych, analiz edx i pomiarów mikrotwardości. abstract welded joints of hardmetals with steel are commonly present in manufacture of tools, mainly those used in the machining and in the mining industry. the paper presents possibilities of joining hardmetals h10s and g10 with steel c45 using laser radiation. these are first, innovative experiments carried-out in poland. joints between hardmetals and steel were made both directly and using spacers of copper, 3-layer filler ag49/cu and nickel between the materials to be joined. the trials were carried-out at laser technology centre of the polish centre for welding technology in gliwice. applied was a disk laser trudisk 12002 (λ = 1030 nm, output power 12 kw) made by triumpf. the laser beam was basically focused on steel surface to avoid direct action of laser beam on hardmetal structure. joints of hardmetals with c45 steel were evaluated on the grounds of metallographic observations, edx analyses and microhardness measurements. wstęp węgliki spiekane zaliczane są do materiałów o warunkowej zdolności do spajania z powodu specyficznych właściwości powierzchniowych oraz bardzo odmiennych, w porównaniu ze stalą, właściwości fizycznych i mechanicznych. podstawowe trudności, występujące podczas zwilżania lutem powierzchni węglików spiekanych, wynikają z obecności: – trudno zwilżalnych tlenków wolframu, – trudno zwilżalnych węglików wolframu wc, a szczególnie węglików tytanu tic, tantalu tac i niobu nbc. węgliki spiekane charakteryzują się w porównaniu ze stalami do ulepszania cieplnego [1-5]: – 2÷3-krotnie mniejszym współczynnikiem rozszerzalności liniowej (αw = 4,5÷7·10 -6 1/k, αs = 11÷14·10 -6 1/k), zależnie od temperatury, – większą przewodnością cieplną (αw = 38÷67 w/m·k, αs = 26÷60 w/m·k) [5], – 3 – krotnie większym modułem sprężystości wzdłużnej, – bardzo małą zdolnością do odkształceń, na poziomie 0,1÷0,3% w temperaturze otoczenia, w związku z czym wykazują dużą skłonność do kruchego pękania [4], – trwalszymi warstwami tlenkowymi na powierzchni spajania. spajanie węglików spiekanych ze stalą w produkcji narzędzi, stosowanych szczególnie w obróbce skrawaniem i w przemyśle wydobywczym, wykonuje się przede wszystkim za techniką lutowania twardego (rys. 1). 16 przegląd spawalnictwa 12/2011 w przypadku narzędzi o mniejszych wymaganiach eksploatacyjnych coraz częściej konstruktorzy i technolodzy wdrażają technikę klejenia (rys. 2) [1, 6]. głównymi ograniczeniami w stosowaniu klejenia jest stosunkowo niewielka wytrzymałość mechaniczna połączeń klejowych (wytrzymałość na ścinanie nie przekracza 50 mpa) oraz ograniczona odporność na działanie wysokiej temperatury, szczególnie powyżej 150ºc. metody spawania charakteryzują się najwyższą temperaturą procesu w porównaniu z innymi metodami spajania, zwłaszcza ze względu na konieczność nadtopienia łączonych materiałów. nadtopienie stali nie stwarza większych problemów, natomiast stopienie węglików spiekanych prowadzi do ich zniszczenia. spawanie węglików spiekanych powoduje nadtopienie płytek po przekroczeniu temperatury topnienia osnowy kobaltowej (1350°c) i temperatury rozpadu węglików wolframu wc, wynoszącej 2600°c [5]. powoduje to tworzenie twardych i kruchych faz międzymetalicznych na granicy połączenia. z kolei skurcz spoiny podczas chłodzenia połączenia prowadzi do znacznych lokalnych naprężeń cieplnych i pęknięć. z tego bierze się powszechna opinia o braku możliwości spawania węglików spiekanych. mimo to znane są opatentowane przykłady ręcznego spawania łukiem elektrycznym węglików spiekanych ze stalą przy użyciu elektrody otulonej lub półautomatycznie metodą mig [9÷11]. spośród metod spawalniczych korzystniejsze jest użycie skoncentrowanych źródeł energii, takich jak wiązka elektronów lub promień lasera, umożliwiających zminimalizowanie strefy wpływu ciepła oraz zmniejszenie naprężeń cieplnych w połączeniu spawanym. w badaniach zastosowano promień lasera. materiały do połączeń do spajania wybrano następujące materiały podstawowe: – stal c45 po ulepszaniu cieplnym, – węgliki spiekane h10s (91,5% wc, 4% (ti+tac+nbc), 4,5 % co wg pn-h-89500:1988) pokryte warstwą kobaltu grubości 5 µm, – węgliki spiekane h10s (94% wc, 6% co). jako materiały dodatkowe, zastosowano następujące przekładki: – miedź w postaci taśmy grubości 0,1 mm; – lut przekładkowy ag49/cu, o temperaturze topnienia 670÷690ºc, w postaci taśmy o łącznej grubości 0,4 mm (warstwa cu o grubości 0,2 mm i platerowana warstwa lutu srebrnego ag49 po obu stronach warstwy cu o grubości po 0,1 mm) (rys. 3). spoiwo to jest często stosowane w lutowaniu twardym węglików spiekanych ze stalą ze względu na możliwość kompensacji naprężeń własnych przez środkową warstwę miedzi. jego zadaniem jest niedodopuszczenie do pęknięć w węglikach spiekanych, zwłaszcza w narzędziach wieloostrzowych o skomplikowanej konstrukcji; – nikiel (temperatura topnienia 1455ºc) w postaci taśmy grubości 0,1 mm. rys. 1. połączenia węglików spiekanych ze stalą wykonane techniką lutowania twardego: a) frez walcowo-czołowy, b) koronka 4-krzyżowa [1] fig. 1. brazed joints of hardmetals with steel: a) end milling cutter, b) 4-cross bit [1] rys. 2. płytki węglikowe w korpusach rozwiertaków umocowane metodą klejenia (a) [1] i (b) [7, 8] fig. 2. adhesive joints of hardmetal plates in reamer bodies (a) [1] and (b) [7, 8] rys. 3. przekrój poprzeczny srebrnego lutu przekładkowego ag49/cu, o grubości taśmy 0,4 mm [1] fig. 3. cross-section of composite filler ag49/cu; tape 0.4 mm thick [1] 17przegląd spawalnictwa 12/2011 prostopadłościenne próbki ze stali i z węglików spiekanych, o wymiarach 3,5x4,5x8,0 mm (grubość x szerokość x długość), przygotowano, tak, aby zapewnić styk elementów na całej powierzchni, bez wystąpienia szczelin. powierzchnie elementów stalowych do łączenia były frezowane, a niepokrywanych płytek węglikowych h10s szlifowane. wszystkie materiały odtłuszczano w acetonie. łączone materiały były ustalane w przyrządzie i mocowane w małym imadełku. stanowisko laserowe i próby spajania próby połączenia węglików spiekanych ze stalą przeprowadzono w centrum technik laserowych w instytucie spawalnictwa w gliwicach (rys. 4). próby spajania wykonano laserem dyskowym (λ = 1030 nm) trudisk 12002 o mocy 12 kw, firmy triumpf. próby spajania przeprowadzono, łącząc bezpośrednio oba materiały, jak również przy zastosowaniu przekładek. pierwsze próby wykonano przy ustawieniu promienia lasera (ogniskowa 300 mm, średnica ogniska 0,45 mm, położenie ogniska wiązki laserowej – na materiale f = 0) na powierzchni stali w odległości 0,8 mm od linii styku łączonych elementów. dotyczyło to połączeń kobaltowanych węglików spiekanych h10s ze stalą c45 bezpośrednio i przy użyciu przekładki miedzianej. połączenia te wykonano przy mocy lasera 2 kw, prędkości 4,5 m/min i nadmuchu argonu 18 dm3/h. głębokość wnikania promienia lasera wynosiła 1 mm. kolejne próby spajania, z przekładką z lutu 3-warstwowego ag49/cu i przekładką niklową, wykonano przy parametrach umożliwiających uzyskanie pełnego przetopu na głębokości sięgającej 3,5 mm (pozostałe parametry bez zmian): – moc wiązki laserowej 5,2 kw, – prędkość spawania 6 m/min, – średnica plamki ogniska wiązki laserowej 0,3 mm. połączenie wykonano, umieszczająć promień lasera na styku przekładki ze stalą. schemat połączenia płytki z węglików spiekanych h10s ze stalą c45 przy użyciu przekładki niklowej pokazano na rysunku 5. oś wiązki laserowej była przesunięta w kierunku stali o 0,3 mm od osi złącza. badania metalograficzne próbki do zgładów metalograficznych inkludowano w żywicy epoksydowej, następnie szlifowano na tarczach diamentowych odpowiadających papierom ściernym sic 220 i 600 i papierach ściernych sic 1200, 2400 i 4000, po czym polerowano tlenkiem glinu. przygotowane zgłady poddano obserwacji na mikroskopie świetlnym olympus ca 25, sprzężonym z aparatem cyfrowym camedia c 3030 i systemem archiwizacji obrazu. początkowo zgłady obserwowano w stanie nietrawionym, a następnie po trawieniu chemicznym nitalem. oceny połączeń dokonano również za pomocą analizy edx (metoda dyspersji energii wzbudzonego promieniowania rentgenowskiego), elektronowego mikroskopu analizującego typu sem 515 firmy philips i mikroanalizatora rentgenowskiego 9800 firmy edax (usa) oraz pomiarów mikrotwardości hv0,1. wszystkie cztery rodzaje połączeń, przekazane do badań metalograficznych, nie wykazały pęknięć. na rysunku 6 pokazano złącze spawane h10s– c45, wykonane bez udziału materiału dodatkowego. na złączu widoczna jest spoina, która powstała ze stopienia stali c45 (rys. 6a). jej twardość wynosi 518÷573 hv0,1 i w tej strefie nie zaobserwowano pęknięć. na granicy połączenia materiałów występują miejscowe nieciągłości. jasna strefa wpływu ciepła w obszarze rys. 4. stanowisko do spawania promieniem lasera w instytucie spawalnictwa w gliwicach; 1 – głowica lasera, 2 – ekran pokazujący ogniskowanie promienia lasera, 3 – ramię robota firmy kuka, 4 – stół z oprzyrządowaniem fig. 4. stand for laser-beam welding at welding technology centre in gliwice; 1 – laser head, 2 – screenshot showing laser-beam focusing, 3 – arm of the kuka robot, 4 – table with instrumentation rys. 5. schemat usytuowania wiązki laserowej przy spajaniu węglików spiekanych g10 ze stalą c45 z zastosowaniem przekładki niklowej fig. 5. outline of laser-beam location for joining hardmetal g10 with steel c45 with use of a nickel spacer 18 przegląd spawalnictwa 12/2011 stali wykazuje twardość 430 hv0,1. jest ona stosunkowo wąska, jej szerokość wynosi 0,15÷0,2 mm. za strefą wpływu ciepła, występuje strefa materiału rodzimego o niezmienionej strukturze ferrytyczno-perlitycznej. większe możliwości uzyskania poprawnego połączenia stwarza zastosowanie przekładek o niższej temperaturze topnienia od łączonych materiałów. na rysunku 7 pokazano strukturę połączenia, wykonanego przy podobnych parametrach, ale przy zastosowaniu przekładki miedzianej pomiędzy materiałami. w wyniku oddziaływania promienia lasera, skierowanego na stal, nastąpiło stopienie zarówno stali c45, jak i miedzi, spełniającej funkcję spoiwa lutowniczego. na granicy połączenia z węglikami spiekanym widoczna jest wąska strefa reakcyjna. w wyniku oddziaływania promienia lasera powstała strefa wymieszania stali z miedzią. jej twardość zawiera się w granicach 536÷638 hv0,1. analiza podwójnego układu równowagi cu–fe pozwala zauważyć, że rozpuszczalność w stanie stałym miedzi w żelazie δ wynosi 6,5% wag., w żelazie γ 8% wag., a w żelazie α 1,4% wag. [12]. w stanie ciekłym, w temperaturze 1094°c, miedź rozpuszcza 45% wag. żelaza. rozpuszczalność ta spada wyraźnie z obniżeniem temperatury i wynosi 0,4% fe w temperaturze 750°c, a w temperaturze 650°c jedynie 0,2% wag. fe. w temperaturze pokojowej, w stanie równowagi, w układzie cu-fe występuje roztwór stały z zawartością 0,3% wag. cu (faza α), roztwór stały o zawartości max 0,2% wag. fe w cu (faza ε) i mieszanina faz α i ε. węgiel, jako składnik stali, wpływa nieznacznie na rozpuszczalność miedzi w żelazie w stanie stałym [12]. może łatwo dojść do pęknięć na gorąco w stali w wyniku rozpuszczenia w niej znacznej zawartości miedzi. makrostrukturę złącza węglików spiekanych g10 ze stalą c45, przy użyciu przekładki z lutu 3-warstwowego ag49/cu, pokazano na rysunku 8. dolna część złącza widoczna jest po lewej stronie. mikrostrukturę połączenia wykonanego z zastosowaniem przekładki z lutu 3-warstwowego ag49/cu przedstawiono na rysunku 9. przekładka 3-warstwowa ag49/cu, ze środkową warstwą miedzi, uległa całkowitemu przetopieniu i wymieszaniu z warstwą stali. obszar węglików spiekanych w bezpośrednim sąsiedztwie lutu nie uległ zmianie, a analiza edx, na powierzchni 20x20 µm, nie wykazała obecności składników lutu i stali. od strony węglików spiekanych warstwa lutu jest miękka, a jej twardość wynosi 100÷132 hv0,1. strefa ta (d), blisko granicy z płytką węglikową, zawiera edx w % wag.: 50,28 cu, 35,47 ag, 2,87 mn i 11,37 zn. w warstwie środkowej złącza występują „wysepki” (c), stanowiące wymieszanie żelaza z miedzią (w % wag. 94,88% fe, reszta cu). od strony stali, na granicy połączenia powstały dwie strefy (a i b) o zróżnicowanej szerokości. pierwsza strefa jest wąska, o szerokości sięgającej do ok. 40 µm, i o znacznej twardości wynoszącej 662 hv0,1. jest to strefa o znacznym przechłodzeniu, bez ujawnionej struktury po trawieniu chemicznym. następna strefa a o szerokości ok. 0,3 mm jest również twarda (502÷772 hv0,1) i stwarza możliwość wystąpienia pęknięć. w obu strefach nie stwierdzono obecności składników lutu. rozkład twardości w złączu z przekładką lutowniczą ag49/cu pokazano na rysunku 10. rys. 6. połączenie bezpośrednie węglików spiekanych h10s ze stalą c45, widok złącza z góry; trawiono chemicznie nitalem: a), granica połączenia, b) w stanie nietrawionym fig. 6. direct joint of hardmetal h10s with steel c45, top view; etched with nital (a), joint boundary, unetched (b) rys. 7. połączenie węglików spiekanych h10s ze stalą c45 z przekładką cu (0,1 mm), trawione nitalem fig. 7. joint of hardmetal h10s with steel c45 made with use of a copper spacer (0.1 mm); etched with nital rys. 8. makrostruktura połączenia węglików spiekanych g10 ze stalą c45, wykonanego z przekładką ag49/cu fig. 8. macrostructure of a joint of hardmetal g10 with steel c45 made with use of an ag49/cu spacer rys. 9. mikrostruktura połączenia węglików spiekanych g10 ze stalą c45 z przekładką ag49/cu (a), połączenie od strony stali (b), trawione nitalem fig. 9. microstructure of a joint of hardmetal g10 with steel c45 made with use of an ag49/cu spacer (a), joint on the steel side (b); etched with nital 19przegląd spawalnictwa 12/2011 na rysunku 11 pokazano mikrostrukturę połączenia węglików spiekanych g10 ze stalą c45 przy użyciu przekładki niklowej. analizy edx wykazały stopienie przekładki niklowej (0,1 mm) i jej wymieszanie ze stalą oraz wolframem. w ten sposób powstała w środku połączenia warstwa o szerokości dochodzącej do 0,45 mm. w zależności od punktu analizy, wykazuje ona obecność stopu fe-ni lub fe-ni-w. w odległości 15 µm od granicy ze stalą występuje (w % wag.) zawartość 86,28% fe, reszta ni. w odległości 0,11 mm od powierzchni stali pojawia się już wolfram i w tym miejscu analiza edx wykazuje obecność 8,21% w, 22,11% ni i reszta fe. w odległości 15 µm od granicy z powierzchnią węglików spiekanych zawartość wolframu rośnie do wartości 23,35%, zawartość niklu wynosi 17,38%, reszta to żelazo. mimo obecności wolframu przetopiona warstwa jest miękka, jej twardość w stopiwie wynosi 209÷244 hv0,1. pozwala to na kompensację naprężeń własnych w łączeniu materiałów o zróżnicowanej rozszerzalności cieplnej. w obszarze stali na granicy stopiwa występuje wąska strefa o strukturze iglastej, wskazująca na utworzenie się struktury widmanstättena. następnie widoczna jest struktura perlityczno-ferrytyczna, o twardości 334÷372 hv0,1, przechodząca w strukturę ferrytyczno-perlityczną materiału rodzimego o twardości 203÷209 hv0,1. rozkład twardości w złączu z przekładką niklową pokazano na rysunku 12. rys. 10. rozkład twardości hv 0,1 w połączeniu węglików spiekanych g10 ze stalą c45 z przekładką ag49/cu fig. 10. hv0.1 hardness distribution in a joint of hardmetal g10 with steel c45 made with use of an ag49/cu spacer rys. 11. mikrostruktura połączenia węglików spiekanych g10 ze stalą c45 wykonanego z przekładką niklową (a), połączenie od strony stali (b), trawione nitalem fig. 11. microstructure of a joint of hardmetal g10 with steel c45 made with use of a nickel spacer (a), joint on the steel side (b); etched with nital rys. 12. rozkład twardości hv0,1 w połączeniu węglików spiekanych g10 ze stalą c45, wykonanym z przekładką niklową fig. 12. hv0,1 hardness distribution in a joint of hardmetal g10 with steel c45 made with use of a nickel spacer wnioski na postawie analizy wyników przeprowadzonych badań można sformułować następujące wnioski: – elementy z węglików spiekanych i stali, przeznaczone do spajania promieniem lasera, wymagają dokładnego przygotowania pod względem wymiarowym i sposobu przygotowania powierzchni; – możliwe jest bezpośrednie połączenie węglików spiekanych ze stalą przez skierowanie promienia lasera na stal tak, aby nie było bezpośredniego oddziaływania skoncentrowanej energii na strukturę węglików spiekanych; – wskazane jest zastosowanie przekładek kompensacyjnych między łączonymi elementami z węglików spiekanych i stali. najlepsze wyniki osiągnięto za pomocą przekładki niklowej w postaci taśmy o grubości 0,1 mm; – badane połączenia nie wykazały obecności pęknięć, mimo dużych wartości twardości w spoinie i w strefie wpływu ciepła w stali. wynika to ze stosunkowo małej powierzchni łączenia, nieprzekraczającej 16 mm2, i małej długości połączenia wynoszącej 8 mm; – połączenia elementów węglikowych ze stalowymi, wykonane za pomocą promienia lasera, sięgały głębokości wtopienia dochodzącej do 3,5 mm. wydaje się, że znacznie większe możliwości w tym zakresie wykazują techniki lutowania twardego i klejenia; – wskazane są dalsze próby spajania węglików spiekanych ze stalą promieniem lasera, przez optymalizację parametrów spajania, odległości usytuowania promienia lasera względem elementów węglikowych oraz doboru grubości przekładek kompensacyjnych. 20 przegląd spawalnictwa 12/2011 literatura [1] mirski z.: spajanie węglików spiekanych ze stalą, oficyna wydawnicza politechniki wrocławskiej, wrocław 2011. [2] nowacki j., chudziński m., zmitrowicz p.: lutowanie w budowie maszyn, wnt, warszawa 2007. [3] pilarczyk j.: poradnik inżyniera spawalnika, tom ii, wnt, warszawa 2005. [4] mahler w., zimmermann k. f.: löten von hartmetallen, schriftenreihe der degussa, technik die verbindet, berichte aus forschung und praxis, zeszyt 30, hanau, 1985, s. 235–240. [5] tumanov v. i.: svojstva splavov systemy karbid volframa –kobalt, izd. metallurgija, moskva 1971. [6] mirski z., piwowarczyk t.: klejenie węglików spiekanych i stali w aspekcie zastosowań w przemyśle narzędziowym, viii konferencja naukowo-techniczna, problemy i innowacje w remontach energetycznych pire 2005, szklarska poręba, 16-18 listopad 2005, wyd. ośrodek badawczo-rozwojowy gospodarki remontowej energetyki, wrocław 2005. [7] czechowski k.: klejenie jako skuteczna technika łączenia części skrawających z korpusami narzędzi, 4. międzynarodowa konferencja naukowo-techniczna pt. system projektowania procesów i wyposażenia technologicznego, 5-6 października 2004, wyd. politechnika krakowska, kraków 2004, s. 49-56. [8] czechowski k., kurleto a., poselska-filip i., wszołek j.: klejenie części roboczych narzędzi jako technologia alternatywna dla lutowania, przegląd spawalnictwa, nr 9/2007, -s. 142-145. [9] żak e.: sposób zmechanizowanego wykonania połączenia spawalniczego pomiędzy kształtką z węglików spiekanych a korpusem noża do kombajnu węglowego, patent prl nr 99949, 30 grudnia 1978. [10] żak e.: sposób przyspawania kształtki z węglików spiekanych do stalowego korpusu narzędzia, patent prl, nr 108299, 16 marca 1981. [11] żak e., faruga l., sołtysek k., fels m.: sposób łączenia kształtki z węglików spiekanych z korpusami górniczych narzędzi urabiających, patent prl, nr 95334, 25 kwietnia 1976. [12] lison r.: wege zum stoffschluss über schweiss– und lötprozesse, fachbuchreihe schweisstechnik, bd. 131, dvs verlag, düsseldorf 1998. 53. krajowa naukowo-techniczna konferencja spawalnicza nowe kierunki w procesach spajania i cięcia metali poznań, 12 14 październik 2011 sesja vi piątek, 14.10.2011 0900 – 0920 opracowanie metod wprowadzania nanorurek węglowych do jeziorka ciekłego metalu – dr inż. tomasz kik, dr hab. inż. andrzej gruszczyk prof. pśl, mgr inż. marek burda, politechnika śląska, gliwice 0920 – 0940 ocena wydajności spawania niskoenergetycznego procesu speedroot w pozycji pg – dr inż. marek węglowski, rywal -rhc, dr inż. tomasz chmielewski, politechnika warszawska, dr inż. krzysztof kudła, politechnika częstochowska 0940 – 1000 podgrzewanie wstępne stali drobnoziarnistych różnymi gazami palnymi i ich wpływ na właściwości materiału – mgr inż. grzegorz olejnik, linde gaz polska 1000 – 1020 sat tm wysokowydajny proces mig mag do systemów zrobotyzowanych – esab 1020 – 1040 kawa 1040 – 1100 mikrostruktura i właściwości eksploatacyjne inconelu 625 w postaci warstw natryskiwanych cieplnie – dr inż. artur wypych 1100 – 1120 technologia zgrzewania inwertorowego z możliwością rejestracji parametrów w systemie ethernet – mgr inż. mariusz nowicki 1120 – 1140 production monitoring 2 – zaawansowany system monitoringu produkcji oraz pomiaru energii liniowej przy użyciu technologii true energy – lincoln electric 1140 – 1220 podsumowanie konferencji 1300 obiad pożegnalny referaty w formie posterów 1 pomiar naprężeń własnych powłok metalicznych natryskiwanych termicznie – dr inż. tomasz chmielewski, dr hab. inż. dariusz golański, dr inż. grzegorz gontarz, politechnika warszawska 2 natryskiwanie płomieniowe powłok ogniotrwałych – dr inż. artur czupryński, dr inż. jacek górka, dr inż. tomasz kik, mgr inż. andrzej ozgowicz, politechnika śląska, gliwice sesja vii ps 001 2016 www.pdf 81przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 badanie relacji między stanem wytężenia   a parametrami impedancji niskoczęstotliwościowej the study of the relationship between the material effort and the low-frequency parameters dr hab. inż. maciej roskosz; mgr inż. krzysztof fryczowski – politechnika śląska instytut maszyn i urządzeń energetycznych, dr inż. mirosław witoś instytut techniczny wojsk lotniczych zakład informatycznego wsparcia logistyk. autor korespondencyjny/corresponding author: maciej.roskosz@polsl.pl streszczenie w artykule przedstawiono wyniki badań własnych oraz wybrane dane literaturowe dotyczące identyfikacji stanu wytężenia materiału przy pomocy niskoczęstotliwościowej impedancji elektromagnetycznej. przedstawiono motywację badań i podstawy teoretyczne metody. zwrócono uwagę na niejawny, nieliniowy związek istniejący pomiędzy parametrami mechanicznymi i elektromagnetycznymi materiału a stanem jego wytężenia. omówiono tor pomiarowy używany w badaniach. omawianą tematykę zobrazowano przykładami. na podstawie wyników badań wykazano możliwość stosowania taniego mostka lcr do wiarygodnego diagnozowania stanu wytężenia materiału. słowa  kluczowe: przewodnik; stan wytężenia; ndt; cm; shm; impedancja abstract the results of research and selected literature data concerning the identification of the state of material effort with using low-frequency electromagnetic impedance have been presented in the article. motivation of research and theoretical foundations of the method are presented. attention has been paid to implicit non-linear relationship between the mechanical and electro-magnetic properties of material and the effort of the state. measuring circuit used in research has been presented. discussed topics illustrated samples. based on the result of studies it demonstrated the possibility of using low-cost lcr bridge to reliably diagnose the state of material effort. keywords:  conductive material; state effort of; ndt; cm; shm, impedance wstęp metody elektromagnetyczne, które są stosowane w badaniach nieniszczących i systemach monitorowania konstrukcji, bazują na pośredniej ocenie właściwości elektrycznych i magnetycznych badanego materiału: – konduktywności elektrycznej σ= j/e, która odwzorowuje relację między gęstością prądu elektrycznego j w materiale z natężeniem pola elektrycznego e powodującego przepływ tego prądu; – przenikalności elektrycznej ε= d/e, która charakteryzuje zdolność materiału do zmiany indukcji pola elektrycznego d przy zmianie natężenia pola elektrycznego e; – przenikalności magnetycznej µ= b/h, która określa zdolność materiału do zmiany indukcji magnetycznej b przy zmianie natężenia pola magnetycznego h. ideę badań elektromagnetycznych mającą na celu kontrolę parametrów fizycznych materiału, niejawnie skorelowanych ze składem chemicznym, strukturą i parametrami mechanicznymi oraz stanem wytężenia i technicznym obiektu [1÷5], w sposób poglądowy przedstawiono na rysunku 1. w artykule przybliżono zagadnienie identyfikacji symptomów diagnostycznych monitorowania stanu wytężenia materiału przy pomocy niskoczęstotliwościowej spektroskopii impedancji. szczególnym jej przypadkiem jest defektoskopia maciej roskosz, krzysztof fryczowski, mirosław witoś metodą prądów wirowych (jedno-, dwu-, wieloczęstotliwościowa) [1,6]. motywacja  bezpieczna eksploatacja maszyn i urządzeń wymaga okresowego wykonywania badań nieniszczących i/lub monitorowania warunków pracy krytycznych elementów. podczas badań diagnostycznych wymagane jest wysokie prawdopodobieństwo detekcji danego zagadnienia badawczego (ang. probability. of. detection, pod) przy pomocy wybranej metody badawczej, co jest uwarunkowane od: – znajomości oczekiwanych symptomów diagnostycznych, – jakości toru pomiarowego, – algorytmów analizy numerycznej sygnału i ekstrakcji symptomów diagnostycznych, – poprawności zdefiniowanych kryteriów diagnostycznych, – umiejętności praktycznych i wiedzy teoretycznej posiadanej przez operatora. spełnienie wymagania wysokiego pod w badaniach elektromagnetycznych przekłada się na: przeglad welding technology review 82 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 – właściwy dobór pasma częstotliwości sygnału testującego, w których będą występowały wyraźne zmiany charakterystyk parametrów elektrycznych i magnetycznych materiału (w ogólnym przypadku tensorów zespolonych drugiego rzędu): σ(ω)=σ1(ω)+jσ2(ω), ε(ω)=ε1(ω)+jε2(ω), μ(ω)=μ1(ω)+jμ2(ω) – dobór odpowiedniej metody i aparatury pomiarowej (w tym typu sond) oraz używanie zweryfikowanych algorytmów analizy danych przez przeszkolonego użytkownika. (1) rys. 1. idea badań elektromagnetycznych materiału nowego i z eksploatacji [5] fig. 1. the idea of electromagnetic testing of the material (new and in-service) [5] charakterystyki częstotliwościowe σ(ω), ε(ω), μ(ω), i są różne dla różnych materiałów konstrukcyjnych, typu mikrostruktury i obróbki cieplno-mechanicznej, co jest świadomie wykorzystywane w systemach automatycznej kontroli jakości produkcji bazujących m.in. na metodzie wieloczęstotliwościowych prądów wirowych (pmft, ang. preventive multi-frequency test) i analizie harmonicznych [1,6]. dobór częstotliwości testujących w metodzie pmft – tablica i, uwzględnia właściwości materiału (paramagnetyk, miękki i twardy ferromagnetyk, itp.), cel badań i parametry metrologiczne toru pomiarowego. charakterystyki częstotliwościowe parametrów fizycznych materiału ulegają również zmianie pod wpływem: – degradacji eksploatacyjnej (wzrostu gęstości dyslokacji, zmian ilościowych fazy podstawowej struktury, wydzieleniu węglików i pojawieniu się mikroi makropęknięć) [12,13] – rysunek 2, – zmian stanu wytężenia materiału i parametrów warstwy wierzchniej [7÷9] i rysunek 2, – zmian temperatury materiału, – zmian natężenia zewnętrznego pola magnetycznego (materiały ferromagnetyczne). – co jest wykorzystywane w badaniach nieniszczących (ndt), systemach monitorowania parametrów pracy (cm) i systemach monitorowania stanu technicznego (shm). dane z tabeli i oraz informacje zamieszczone w różnych ogólnodostępnych raportach i artykułach, bez dodatkowej informacji o parametrach cewki i dopasowaniu jej impedancji do parametrów fizycznych badanego obiektu, oraz ogólna wiedza z elektromagnetyzmu są niewystarczająca do opracowania wiarygodnych kryteriów diagnostycznych. wymagana jest weryfikacja rozproszonej wiedzy i symptomów diagnostycznych. zagadnienie  badawcze pasmo [hz] f1  [hz] f2  [hz] f3  [hz] f4  [hz] f5  [hz] f6  [hz] f7  [hz] f8  [hz] materiały ferromagnetyczny 25-100000 25 160 800 2500 6400 16000 40000 100000 stopy   austenityczne 100-100000 100 230 860 2500 6400 16000 40000 100000 stopy   nieferromagnetyczne 100-100000 100 240 600 1500 5000 15000 40000 100000 materiały   twarde 50-60000 50 120 430 860 3200 12000 30000 60000 odpuszczanie 25-25000 25 80 250 630 1600 4000 10000 25000 hartowanie   powierzchniowe 100-25000 100 250 500 1000 2500 5000 11000 25000 tablica i. typowe częstotliwości sygnału testującego stosowane w metodzie pmft do kontroli jakości materiału i gotowych wyrobów [1] table i. the typical frequency of the test signal used in pmft method to control the quality of the material and finished products [1] rys. 2. różnica gęstości dyslokacji w warstwie wierzchniej i rdzeniu próbki podczas quasi-statycznego rozciągania [10] fig.  2. the difference in dislocation density in the surface layer and the core of sample during quasi-static tension [10] podstawy teoretyczne metody impedancji właściwości elektryczne i magnetyczne materiałów przewodzących prąd elektryczny są modelowane jako rzeczywisty induktor obwód równoległy lcr o 5 elementach (rp,.c,. rc,.l,.rl) i impedancji zm [5]. między parametrami elektromagnetycznymi badanego materiału i elementami zastępczego 83przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 obwodu lcr zachodzą związki: σ r-1, ε c, μ...l. bieżące parametry materiału i stan jego wytężenia są odwzorowane w charakterystyce częstotliwościowej impedancji zm(ω), którą można kontrolować bezdotykowo przy pomocy cewki zasilanej napięciem zmiennym u(ω,.t). cewka, przez którą płynie prąd elektryczny i(ω,.t), jest źródłem lokalnego strumienia magnetycznego φ(ω,t)=φg(ω,t)+φs(ω,t) (strumienia głównego i strumienia rozproszenia) i pola magnetycznego b(ω,t). gdy cewka znajduje się w pobliżu badanego elementu i nie jest galwanicznie z nim połączona, to główny strumień magnetyczny φg(ω,t) przenika przez badany materiał indukując w materiale siłę elektromotoryczną e(ω,t) i prądy wirowe iec(t). ich widmo i rozkład przestrzenny są zależne od: – właściwości elektrycznych i magnetycznych badanego materiału, w tym impedancji powierzchniowej i impedancji warstwy wierzchniej materiału parametrów silnie zmieniających się pod wpływem naprężeń; – parametrów sprzęgnięcia cewki z badanym elementem indukcyjności wzajemnej m, – częstotliwości sygnału testującego. prądy wirowe zmieniają rozkład dotychczasowego pola magnetycznego w materiale i w jego pobliżu, co można wykryć przy pomocy czułego magnetometru lub pomiaru zmian impedancji cewki testującej ∆zs= zs,m-zs,0 – zmian impedancji obwodu pierwotnego wirtualnego transformatora [2,3], w którym dodano indukcyjność ∆l i rezystancję ∆r odwzorowującą: – nieznane parametry badanego materiału (obwodu wtórnego transformatora), – sprzęgnięcia magnetyczne (indukcyjne) sondy z badanym materiałem. dla danej częstotliwości testującej f i jednorodnego materiału, gęstość prądów wirowych na głębokości x od powierzchni badanego elementu maleje wykładniczo [2], co opisuje relacja gdzie j0 jest gęstością prądów powierzchniowych, μ0. jest przenikalnością magnetyczną próżni (wartość skalarna μ0=4•π•10-7[h/m]=12.566370614...[vs/a], μr jest względna przenikalnością magnetyczną materiału, σ.jest konduktywnością elektryczną materiału [s/m]. dla materiałów niejednorodnych, np. rdzenia z warstwą wierzchnią wytworzoną przez naprężenia o większej gęstości dyslokacji – rysunek 2, rozkład gęstości prądów wirowych jx będzie odbiegał od rozkładu teoretycznego opisanego zależnością (2). poziom niejednorodności właściwości elektrycznych i magnetycznych materiału można identyfikować na podstawie lokalnych zmian charakterystyk σ(ω), ε(ω), μ(ω), i względem charakterystyk wzorcowych dla danego materiału, wykonując pomiary dla różnych częstotliwości sygnału testującego. powyższe spostrzeżenie zostało wykorzystane przez autorów do monitorowania naprężeń. głębokość wnikania prądów wirowych do materiału określa zakres stosowania metody impedancji niskoczęstotliwościowej i wykładnię interpretacji wyników pomiarów. standardowa głębokość penetracji δ jednorodnego materiału przez prądy wirowe jest zdefiniowana jako punkt, w którym gęstość prądu elektrycznego zmniejsza się o współczynnik 1/e≈36,8%, co opisuje relacja (3). czym mniejsza jest częstotliwość sygnału testującego tym głębsza jest penetracja materiału przez prądy wirowe. praktyczna głębokość badania materiału z wykorzystaniem prądów wirowych nie przekracza 3δ. (2) (3) impedancja elektryczna bieżące parametry sondy pomiarowej (obwodu pierwotnego wirtualnego transformatora zawierającego dwie równoległe gałęzie: cewki o indukcyjności l i rezystancji r oraz pojemości toru pomiarowego c) są odwzorowane przez impedancję elektryczną opisana relacją: gdzie |z|=|z|(ω) jest modułem impedancji (|z|=√(r2+x2); φ=φ(ω) jest przesunięciem fazowym między napięciem a natężeniem prądu elektrycznego; r=r(ω) jest rezystancją (oporem czynnym), która odpowiada za prąd płynący w fazie z napięciem i moc czynną; x=x(ω) jest reaktancją (oporem biernym), która odpowiada za prąd przesunięty względem napięcia o ±90° i moc bierną; ω=2πf jest częstością kołową; j jest jednostką urojoną liczby zespolonej (j2=-1). współczynnik sprzężenia sprzężenie magnetyczne sondy z badanym materiałem (układ dwóch cewek sprzężonych indukcyjnie) jest opisany przez trzy główne parametry: – indukcyjności własne obydwu cewek (l1 – o znanej wartości, l2 – identyfikowanej); – indukcyjności wzajemnej m. indukcyjność wzajemną cewki sondy z wirtualną cewką badanego materiału m12. nazywamy stosunek strumienia głównego wytworzonego w cewce sondy i skojarzonego z nieznaną indukcyjnością badanego materiału do prądu płynącego w cewce sondy. analogicznie dla wirtualnej cewki badanego materiału z podstawowych praw elektromagnetyzmu wynika, że dla ośrodka izotropowego (sprzęgniecie cewki z badanym materiałem poprzez powietrze) zachodzi relacja indukcyjność wzajemna jest średnią geometryczną obu indukcyjności głównych. wyznaczenie indukcyjności wzajemnej m umożliwia określenie wartości współczynnik sprzężenia k sondy z badanym materiałem. zgodnie z definicją, współczynnik sprzężenia jest wielkością bezwymiarową w zakresie k. . ‹0;1›, której wartość zależy od kształtu geometrycznego cewek (sondy i wirtualnej cewki badanego obiektu), ich liczby zwojów (dla materiału: impedancji powierzchniowej i jednorodności elektromagnetycznej), a ponadto od wzajemnego usytuowania sondy względem powierzchni badanego obiektu, które ma wpływ na podział całkowitego strumienia magnetycznego na strumień główny i strumień rozproszenia. dla cewki bez wpływu badanego materiału k = 0. impedancja sondy bez i z wpływem badanego materiału impedancja cewki powietrznej bez oddziaływania badanego materiału i pojemności toru pomiarowego jest opisana relacją: z0=r0+jωl0 (4) (5) (6) (7) (8) (9) 84 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 impedancja cewki powietrznej z oddziaływaniem badanego materiału jest opisana relacją: gdzie re i le są ekwiwalentną rezystancją i indukcyjnością pętli prądów wirowych na powierzchni badanego materiału. równanie (10) po uwzględnieniu zależności (8) można przekształcić do postaci: gdy częstotliwość sygnału testującego jest na tyle wysoka, że dla badanego materiału spełniony jest warunek re<<ωle, to impedancję z równania (11) można zapisać w postaci uproszczonej: dla pomiarów wysokoczęstotliwościowych rezystancja i indukcyjność cewki z oddziaływaniem badanego materiału są opisane relacjami: z których wynika: – potrzeba optymalizacji indukcyjności cewki do przenikalności magnetycznej badanego materiału i dominujący wpływ współczynnika sprzężenia na zmiany rezystancji req; – pomijalny wpływ konduktywności badanego materiału i dominujący wpływ współczynnika sprzężenia na zmiany indukcyjności leq. jeżeli współczynnik sprzężenia k będzie ulegać zmianie pod wpływem nieznanych naprężeń czy zmiany wymiarów próbki (współczynnika wypełnienia cewki podczas odkształceń plastycznych), to zmianie ulegać będą równocześnie req.i leq. dla pomiarów niskoczęstotliwościowych, dla których obowiązuje relacja (11), istnieje dodatkowy nieliniowy wpływ konduktywności i przenikalności magnetycznej materiału na składową rzeczywistą i urojoną mierzonej impedancji. badania eksperymentalne w celu wyznaczenia rzeczywistych możliwości monitorowania stanu wytężenia elementu metodą niskoczęstotliwościowej impedancji wykonano badania laboratoryjne. w badaniach stosowano: – walcową cewkę powietrzną o indukcyjności 4.246 mh i rezystancji 10.460ω dla f= 100 hz; – podręczny automatyczny mostek lcr typ dt-9935 firmy cem, z wymuszeniem sinusoidalnym i częstotliwościami testującymi: 100 hz, 120 hz, 1 khz, 10 khz, 100 khz; – moduł ewaluacyjny z precyzyjnym przetwornikiem impedancji ad5933evm firmy analog device, który umożliwia automatyczny pomiar impedancji w paśmie od 0.1 hz do 100 khz z klasą dokładności nie gorszą niż 0.2. (12) (13) skład c si mn cr ni mo ti nb co fe wagowo % 0.04 0.4 5.0 19.0 67.0 1.5 0.5 2.0 0.08 3.0 tablica ii. skład chemiczny badanego materiału (dane katalogowe) [11] table ii. the chemical composition of the test material (catalog data) [11] a) autorzy zweryfikowali poprawność stosowanej metodologii badawczej i jakość uzyskiwanych wyników przy pomocy laboratoryjnego mostka lcr typ im3532-50 firmy hioki, zapewniającego klasą dokładności nie gorszą niż 0.08 [5,9]. eksperyment czynny badania laboratoryjne wykonano na próbkach walcowych o średnicy 4 mm, o stabilnej strukturze austenitycznej, wykonanych ze stopu niklowo-chromowego – tablica ii, na których zamontowana była cewka pomiarowa. próbki były rozciągane na maszynie zmęczeniowej sterowanej komputerowo. podczas próby schodkowej próbka znajdowała się cały czas pod obciążeniem, którego wartość była zwiększana skokowo co 50 mpa. dla kolejnych poziomów obciążenia wykonano pomiary impedancji dla 5 częstotliwości testujących. na rysunku 3 zobrazowano strukturę toru pomiarowego i wyznaczoną krzywą rozciągania materiału. b) rys.  3.  zobrazowano: a) schemat blokowo toru pomiarowego; b) krzywą rozciągania badanego materiału rdzenia elektrody böhler fox nibas 70/20 fig. 3. showing: a) schematic diagram of measurement; b) stressstrain curve of the tested material core of böhler fox nibas 70/20 welding electrode wyniki badań wyniki pomiarów poddano analizie numerycznej z uwzględnieniem danych referencyjnych wykonanych dla pustej cewki (k=0) oraz cewki z badanym materiałem przy zerowym obciążeniu – tablica iii. przykładowe charakterystyki wpływu naprężeń badanego materiału na mierzone parametry cewki przedstawiono na rysunku 4. a) b) c) d) rys.  4.  zobrazowano wpływ naprężeń rozciągających próbkę na względną zmianę parametrów sondy: a) rezystancji; b) różnicy rezystancji dla f1 =100 hz i f5=100 khz; c) indukcyjności; d) różnicy indukcyjności dla f1 =100 hz i f4=10 khz fig. 4. illustrated the effect of tensile stress on the sample relative change in the probe parameters: a) the resistance; b) the difference of resistance for f1 = 100 hz and f5 = 100 khz; c) the inductance; d) the difference of inductance for f1 = 100 hz and f4 = 10 khz (10) (11) c) d) 85przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 dostrzega się, że wraz z zwiększaniem poziomu naprężeń rozciągających zmienia się rezystancja i indukcyjność cewki sprzęgniętej magnetycznie z badanym materiałem paramagnetycznym, przy czym wartość i trend zmian są zależne od częstotliwości testującej. w zakresie odkształceń sprężystych wartości ∆rs.i ∆ls.maleją dla częstotliwości 100 hz i 120 hz, natomiast dla 1 khz, 10 khz i 100 khz rosną. w efekcie wzrasta różnica rezystancji i indukcyjności wyznaczona dla różnych częstotliwości testujących, ujawniając narastającą niejednorodność elektromagnetyczną warstwy wierzchniej i rdzenia próbki (szybszy wzrost gęstości dyslokacji w warstwie wierzchniej). dla stosowanej cewki maksymalne wartości ∆rs(ƒi,ƒj) są obserwowane dla 100 hz i 100 khz, natomiast maksymalne wartości ∆ls(ƒi,ƒj) dla 100 hz i 10 khz. w analizie nie uwzględniono zmiany współczynnika wypełnienia cewki spowodowanej odkształceniem plastycznym próbki, mającego wpływ na otrzymywane wyniki pomiarów. wyniki pomiarów dla stopu paramagnetycznego były powtarzalne, a oszacowana dokładność pomiaru naprężeń była nie gorsza od 2% dla danych pomiarowych uzyskanych przy pomocy taniego podręcznego mostkiem lcr z klasą dokładności 2.5. częstotliwość cewka bez rdzenia  (drut cu, din = 4.0 mm) cewka z rdzeniem  (dut: stop ni-cr, l = 150 mm, d =4.0 mm,  σ = 0 mpa-próbka zamontowana w uchwytach maszyny) rs0 ls0 |z0| φ0 r l |z| φ hz ω mh ω rad ω mh ω rad 100 10.460 4.246 10.795 0.250 16.260 36.630 28.180 0.956 120 10.460 4.226 10.935 0.296 17.770 35.660 32.229 0.987 1000 10.487 4.237 28.613 1.196 68.500 19.020 137.229 1.050 10000 12.498 4.237 266.512 1.524 282.100 9.368 652.718 1.124 100000 245.80 4.592 2895.69 1.486 1410.6 5.916 3975.785 1.208 uwaga: wyniki uśrednienia z 10 pomiarów. tablica iii. typowe częstotliwości sygnału testującego stosowane w metodzie pmft do kontroli jakości materiału i gotowych wyrobów [1] table iii. the typical frequency of the test signal used in pmft method to control the quality of the material and finished products [1] wnioski wykazano eksperymentalnie, że pomiary niskoczęstotliwościowej impedancji elektrycznej cewki sprzęgniętej magnetycznie z badanym materiałem paramagnetycznym umożliwiają wiarygodne monitorowanie stanu jego wytężenia w zakresie odkształceń sprężystych. w analizowanym przypadku nie uwzględniono wpływu modyfikacji współczynnika sprzężenia k spowodowanego zmianą przekroju próbki na wyniki pomiarów. wpływ ten zostanie przeanalizowany w zaplanowanych pracach badawczych. różnicowe charakterystyki wpływu naprężeń na parametry impedancji elektrycznej sondy są skorelowane z niejednorodnością parametrów elektrycznych i magnetycznych warstwy wierzchniej materiału i rdzenia. pomiar impedancji elektrycznej sondy wykonany dla kilku częstotliwości minimalizuje negatywny wpływ sprzęgania sondy z badanym materiałem (ang. lift-off) i ułatwia interpretację wyników. poprzez aproksymowanie wyników uzyskanych dla 5 częstotliwości z podręcznego mostka lcr można również wyznaczyć optymalne częstotliwości do monitorowania stanu wytężenia materiału, nie mierzone bezpośrednio. literatura [1] http://www.ibgndt.com. [2] c.v. dodd et al.; „some eddy-current problems and their integral solutions”; ornl-4384 raport for u.s. atomic energy commission, oak ridge, tennessee, 1969. [3] z. h. żurek, p. duka; „rlc circuits for material testing and ndt” komel, 2014. [4] b. a. abu-nabah et al.; „eddy current residual stress profiling in surfacetreated engine alloys”; nondestructive testing and evaluation, vol. 24, nos. 1–2, s. 209–232, 2009. [5] z. h. żurek, m. witoś; „diagnostics of degradative changes in paramagnetic alloys with the use of low frequency impedance spectroscopy”; 7th international symposium on ndt in aerospace, 2015. [6] j. gao, m. pan, f. luo; „defect identification and classification of multifrequency eddy current test based on spectrum method”; ieee international conference on information and automation, 2010. [7] w. r. junker, w. g. clark jr.; „eddy current characterization of applied and residual stresses”; review of progress in quantitative nondestructive evaluation, 2b ed. thompson and chimenti. plenum press, new york, s. 1269-1286, 1983. [8] ji-gou liu, wolf-jürgen becker; „force and stress measurements with eddy current sensors”, the 10. international sensor fairs and conference, may 8-10, nuremberg, germany, vol. ii, s. 23-28, 2001. [9] k. fryczowski, m. roskosz, z. h. żurek; „preliminary studies on impact of tensile loads on the parameters of the rlc circuit”; 44th national conference ndt, 2015; welding technology review, 2015, 87, s. 45-49. [10] j. vilysa, v. kvedarasb; „dislocation structure of near surface layers of deformed low-carbon steel”; 15th int. metallurgical & material conference metal 2006. [11] „welding guide. technical handbook of böhler welding products”, böhler welding, 2009. [12] krysztofik j., kukla d., so-cha g.:ocena stopnia uszkodzenia stopu inconel 718 z zastosowaniem prądów wirowych, przegląd spawalnictwa, vol 87, no 12 (2015). [13] kukla d., grzywna p., karczewski r.: ocena rozwoju uszkodzenia zmęczeniowego na podstawie zmian odkształcenia i parametrów prądowirowych w kolejnych cyklach obciążenia, przegląd spawalnictwa, vol 86, no 5 (2014). ps 04 2017 www.pdf 28 przegląd  spawalnictwa vol. 89 4/2017 zalety symultanicznych badań ultradźwiękowych  techniką phased array i tofd złączy spawanych  advantages of simultaneous phased array and tofd ultrasonic testing of welded joints mgr  inż.  rafał  kaczmarek – politechnika częstochowska; dr  inż.  karol  kaczmarek,  dr  hab.  inż.  jacek  słania  prof. is – instytut spawalnictwa. autor korespondencyjny/corresponding author: rafal.kaczmarek133@gmail.com streszczenie w pracy opisano możliwości badawcze symultanicznych badań phased array i tofd stosowanych do kontroli jakości doczołowych złączy spawanych. przeanalizowano zalety łączenia omawianych technik badań ultradźwiękowych. zilustrowano je wieloma przykładami wyników badań, zawierających wskazania od różnych rodzajów niezgodności spawalniczych, obrazujących komplementarność technik phased array i tofd. artykuł kierowany jest do personelu badań nieniszczących oraz personelu nadzoru spawalniczego, chcącego poznać zalety stosowania nowoczesnych technik ultradźwiękowych. słowa kluczowe: badania ultradźwiękowe spoin; phased array; tofd abstract the paper describes capabilities of simultaneous phased array and tofd testing used for quality control of butt welded joints. the advantages of combining these techniques to ultrasonic testing have been analyzed. they have been illustrated by many examples of research results, contain indications of different types of imperfections, showing the complementarity of phased array and tofd ultrasonic techniques. article is addressed to ndt personnel and welding supervision personnel interested in advantages of advanced ultrasonic techniques. keywords: ultrasonic testing of welds; phased array; tofd wstęp badania złączy spawanych ultradźwiękową techniką czasu przejścia wiązki dyfrakcyjnej tofd są stosowane w warunkach przemysłowych już od lat siedemdziesiątych xx w. [1]. jednakże dopiero pod koniec lat dziewięćdziesiątych można było zaobserwować znaczący wzrost zastosowania tej metody badań, tak za granicą, jak i w polsce [2]. w tym czasie powstały także pierwsze dokumenty normatywne znacznie ułatwiające opracowanie procedur badawczych. od 2011 r. metoda tofd jest całkowicie znormalizowana, zarówno w aspekcie wykonawstwa badań (pn-en iso 10863) jak i kryteriów akceptacji (pn-en iso 15626) skorelowanych z odpowiednimi poziomami jakości złączy spawanych [3,4]. fakt ten uporządkował i znacząco ułatwił stosowanie badań złączy spawanych tą techniką. ponieważ obszarem zastosowania badań tofd są przede wszystkim złącza o bardzo dużej odpowiedzialności (rurociągi, zbiorniki ciśnieniowe, itd.) wymagają one pokrycia dodatkowym badaniem stref martwych tofd. są to obszary przy powierzchni skanowania oraz przy powierzchni przeciwległej o braku lub zaniżonej wykrywalności. wykrywalność nieciągłości rafał kaczmarek, karol kaczmarek, jacek słania przeglad welding technology review w tych strefach zależy od wielkości nieciągłości oraz jej odległości od powierzchni. dotychczas do pokrycia stref martwych stosowano przeważnie połączenie tofd z metodą puls – echo (pe). wymagała ona stosowania wielogłowicowych skanerów wyposażonych dodatkowo w dwie głowice skośne fal poprzecznych skierowane na wykrywanie nieciągłości w grani spoiny oraz dwie głowice fal podpowierzchniowych odpowiedzialne za wykrywanie nieciągłości znajdujących się tuż pod powierzchnią skanowania [5]. rozwiązanie to wymagało niestety bardzo precyzyjnego prowadzenia skanera w stosunku do osi spoiny. w przeciwnym przypadku wskazania od geometrii grani mogłyby zostać zinterpretowane jako wskazania od niezgodności w przetopie spoiny. obecnie optymalnym uzupełnieniem badań tofd jest technika phased array (pa), znacznie wygodniejsza i wiarygodniejsza od zmechanizowanych, wielogłowicowych badań pe. możliwość jej szerszego, przemysłowego zastosowania wiąże się ze zwiększeniem dostępności sprzętu i znacznym spadkiem jego cen. kompletne wyposażenie 29przegląd  spawalnictwa vol. 89 4/2017 do badań pa+tofd wciąż jest drogie, jednakże jego ceny nie są aż tak wysokie jak przed kilkoma laty. dlatego też na ich zakup może pozwolić sobie coraz to więcej polskich firm wykonujących badania ndt. ponadto wdrażanie badań pa+tofd ze względu na swoją innowacyjność może być dofinansowane z odpowiednich programów rozwojowych realizowanych przez narodowe centrum badań i rozwoju [6]. nie bez znaczenia jest również fakt, że kończy się etap normowania badań złączy spawanych techniką phased array, co znacznie ułatwi wdrażanie ich w przemyśle. w 2012 r. wprowadzono normę en iso 13588 regulującą kwestie wykonywania badań złączy spawanych techniką pa. z kolei w ubiegłym roku opublikowano projekt normy iso/dis 19285 dotyczącej kryteriów akceptacji wskazań skorelowanych z odpowiednimi poziomami jakości złączy spawanych. można więc przypuszczać, że wprowadzenie tejże normy powinno nastąpić w niedługim czasie. ponieważ podejście przytoczonych powyżej norm do wykonawstwa badań oraz oceny wskazań w technikach tofd i pa jest zbieżne, daje to formalne podstawy do wprowadzenia badań pa+tofd na polskim rynku badań nieniszczących. z tego względu istnieje realna potrzeba omawiania zagadnień związanych z badaniami pa+tofd, prezentowania ich możliwości badawczych oraz systemowe poszerzanie wiedzy personelu kontroli jakości oraz nadzoru spawalniczego. umożliwi to lepsze zrozumienie potrzeby stosowania tej metody badań, co finalnie przyczyni się do zwiększenia niezawodności wykonywanych konstrukcji spawanych. zalety łączenia badań  phased array oraz tofd techniki phased array oraz tofd oparte są na odmiennych sposobach detekcji wskazań od nieciągłości. dlatego też wzajemnie się uzupełniają i stosowane symultanicznie są obecnie najskuteczniejszą metodą badania złączy spawanych [7]. technika pa jest oparta na zasadach analogicznych do konwencjonalnych badań ultradźwiękowych metodą echa. różnica polega jedynie na zastosowaniu głowic wieloprzetwornikowych, umożliwiających elektroniczne zmiany kąta wiązki ultradźwiękowej (skan sektorowy) lub zmiany położenia osi wiązki (elektroniczny skan liniowy). dlatego też badania pa wykazują podobne ograniczenia co konwencjonalne badania ut: – ograniczona wykrywalność nieciągłości płaskich niekorzystnie zorientowanych w stosunku do wiązki ultradźwiękowej (np. przyklejenia międzywarstwowe), – ograniczona wykrywalność nieciągłości przestrzennych powodujących rozproszenie wiązki ultradźwiękowej i w jego efekcie bardzo słabe echo (pęcherze, gniazda pęcherzy), – niewielka dokładność wymiarowania wskazań, szczególnie w kierunku głębokości, – duża ilość wskazań od geometrii (echa kształtu grani i lica) czasem błędnie interpretowanych jako wskazania od nieciągłości. jednocześnie badania pa wykazują szereg korzyści: – możliwość określenia rodzaju niezgodności na zobrazowaniu typu s (przyklejenie brzegowe, pęknięcie, brak przetopu, gniazdo pęcherzy, itd.), – duża wykrywalność nieciągłości płaskich zorientowanych korzystnie w stosunku do wiązki ultradźwiękowej (przyklejenia brzegowe, pęknięcia w swc), – duża wykrywalność niezgodności tworzących naroże prostokątne z powierzchnią elementu (braki przetopu oraz przyklejenia w grani spoin jednostronnych, pęknięcia wychodzące na powierzchnię), – łatwość interpretacji wskazań od geometrii dzięki dostępowi do zobrazowania typu b i s oraz wyników badań z głowicy usytuowanej po przeciwległej stronie spoiny (dotyczy badań symultanicznych prowadzonych dwoma głowicami pa). technika tofd oparta jest nie na odbiciu wiązki ultradźwiękowej od nieciągłości, lecz na zjawisku dyfrakcji (ugięcia) na jej krawędziach [3]. z tego względu wykazuje następujące cechy: – bardzo dobra wykrywalność nieciągłości płaskich, w niewielkim stopniu uzależniona od ich orientacji, – możliwość precyzyjnej oceny głębokości zalegania oraz wysokości wskazań, znacznie dokładniejszej niż w badaniu metodą echa (o ile pozwala na to rozdzielczość przestrzenna w miejscu zalegania nieciągłości), – wysoka czułość badania, pozwalająca na uzyskiwanie wskazań od bardzo małych nieciągłości, o wysokości nawet rzędu 0,1 mm [8], – duża wiarygodność badania, niewielka ilość fałszywych wskazań [1]. jak wspomniano wcześniej, mankamentem badań techniką tofd są strefy martwe. są to obszary przy powierzchniach elementu zakryte na zobrazowaniu tofd impulsem fali podpowierzchniowej lw oraz fali odbitej bw. w przypadku istnienia niewielkich nieciągłości w tych obszarach, ich słabe sygnały mogą być niezauważalne ze względu na obecność znacznie silniejszych impulsów lw i bw. problemem występującym przy ocenie obrazów tofd może być także duża ilość wskazań punktowych, pochodzących od drobnych nieciągłości. dotyczy to zwłaszcza złączy o większych grubościach, gdzie przy dużej ilości ściegów istnieje większe prawdopodobieństwo powstania wielu nieciągłości. zmniejszają one czytelność obrazu tofd i mogą skutkować przeoczeniem słabych wskazań od krawędzi nieciągłości, np. pęknięć. wówczas jedynym rozwiązaniem jest brak akceptacji tegoż odcinka złącza lub weryfikacja inną metodą badań. jak widzimy, z analizy zalet i ograniczeń obydwu technik wynika, że optymalnym rozwiązaniem jest stosowanie badań tofd w połączeniu z pa. rozwiązanie to nie zwiększa znacząco czasu badania, rozumianego jako czas skanowania złącza, a w efekcie daje pełny obraz istniejących nieciągłości w spoinie (czas przygotowania do badań jest zazwyczaj znacznie dłuższy ze względu na duży stopień skomplikowania systemu badawczego pa+tofd). aby zilustrować korzyści płynące z zastosowania symultanicznych badań pa+tofd w dalszej części artykułu zamieszczono wyniki badań, zawierające wskazania różnych niezgodności spawalniczych. dobrano je w taki sposób, by obrazowały wzajemną komplementarność technik pa i tofd, a także przedstawiały czytelnikom możliwości badawcze tego rozwiązania. wyniki badań pa+tofd badania wykonano przy użyciu wielokanałowego defektoskopu ultradźwiękowego omniscan mx2 wyposażonego w spliter oraz adapter umożliwiający jednoczesne podłączenie dwóch głowic pa oraz pary głowic tofd (rys. 1). zastosowano dwie 32-elementowe głowice wieloprzetwornikowe 5l32-19.2x10-a31 o częstotliwości 5 mhz i aktywnej aperturze 19,2 mm oraz kliny sa31-n55s-ihc. prawa opóźnień opracowano w taki sposób, aby każda z zastosowanych wiązek była zogniskowana w pobliżu linii wtopienia spoiny. zastosowano skan sektorowy ze sterowaniem wiązki 30 przegląd  spawalnictwa vol. 89 4/2017 w zakresie kątowym 40÷70°. wykonano kalibrację kątową acg oraz w drodze wiązki tcg, po czym ustawiono poziom odniesienia na otworze cylindrycznym o średnicy 3 mm. ponadto zastosowano dwie szerokopasmowe głowice do badań tofd c563-sl o częstotliwości 10 mhz i średnicy przetworników 3 mm wraz z klinami st1-70l-ihs o kącie wprowadzenia fali podłużnej równym 70°. kalibrację tofd wykonano na próbkach odniesienia o grubości znanej z dokładnością do 0,05 mm. głowice do badań zamontowano w skanerze hsmt-flex wyposażonym w enkoder. wykorzystany do badań zestaw badawczy wraz z próbką odniesienia pokazano na rysunku 1. rys. 1. zestaw do badań pa+tofd zawierający defektoskop wielokanałowy omniscan mx2, skaner z głowicami pa oraz tofd a także próbkę odniesienia do sprawdzenia ustawień i wykrywalności fig. 1. ultrasonic system for pa + tofd testing, containing omniscan mx2 flaw detector, scanner with pa and tofd probes as well as a reference sample for settings and detectability verification do sprawdzenia ustawień i wykrywalności wykorzystano próbki odniesienia o grubościach 10, 12 i 16 mm z trzema reflektorami referencyjnymi: – otworem cylindrycznym o średnicy 2,5 mm umiejscowionym w połowie grubości próbki, – otworem cylindrycznym o średnicy 2 mm umiejscowionym 4 mm pod powierzchnią skanowania, – szczeliną o szerokości 0,2 mm i wysokości 1 mm wykonaną od powierzchni przeciwległej. na rysunku 2 przedstawiono wyniki badań złącza spawanego o grubości 10 mm ze spoiną czołową ukosowaną na v. w dolnej części rysunku przedstawiono zobrazowanie typu b z badań tofd w układzie długość złącza (poziomo) – czas przelotu wiązki (pionowo), zawierające obszar między falą podpowierzchniową lw i odbitą bw. zobrazowanie to jest dużą zaletą badań tofd, gdyż na jednym obrazie widzimy wszystkie istotne zarejestrowane wskazania (podobnie jak na radiogramie spoiny, z tym wyjątkiem, że obserwujemy rzut z boku, a nie z góry spoiny). widzimy na nim dwa wyraźne wskazania. duże wskazanie między 90 a 120 mm złącza jest łatwe do klasyfikacji jako wskazanie wychodzące na powierzchnię przeciwległą. jednakże klasyfikacja zaznaczonego wskazania umiejscowionego na 35÷45 mm złącza jest trudna, gdyż nie widzimy dwóch oddzielnych sygnałów dyfrakcyjnych czy też towarzyszącego przerwania fali bw lub lw. z tego względu przy ocenie wskazania na podstawie badań tofd musielibyśmy zakładać najbardziej niekorzystny wariant lub weryfikować akceptowalność wskazania inną techniką. wynika to z faktu, iż nie jesteśmy w stanie ocenić rodzaju wskazania (wewnętrzne, wychodzące na powierzchnię) oraz wyznaczyć jego wysokości, która jest podstawą do akceptacji. wykonując symultaniczne badania pa+tofd opisywany dylemat może być łatwo zweryfikowany. jak widzimy na zobrazowaniu s z drugiej grupy pa (rys. 2, prawa strona) mamy do czynienia z nieciągłością wewnętrzną nie wychodzącą na powierzchnię w postaci przyklejenia brzegowego. świadczy o tym charakterystyczna, kierunkowa zdolność odbicia a także lokalizacja wskazania na ściance rowka spawalniczego. ponadto obserwujemy również typowe dla badań techniką echa wskazania od grani, tzw. echa kształtu, pojawiające się każdorazowo po przeciwległej stronie osi spoiny [9]. rys.  2.  wyniki badań pa+tofd złącza spawanego o grubości 10 mm w miejscu występowania przyklejenia brzegowego. badania pa umożliwiają określenie rodzaju wskazania fig.  2. the ultrasonic pa + tofd examination results of welded joint, thickness of 10 mm, at the location of sidewalls lack of fusion. pa testing allows to specify the type of indication na rysunku 3 przedstawiono wyniki badań złącza o grubości 12 mm. w tym przykładzie obraz tofd umożliwia jednoznaczne określenie rodzaju zaznaczonego wskazania jako wychodzącego na powierzchnię skanowania. dodatkowo na podstawie tofd możemy precyzyjnie wyznaczyć wysokość nieciągłości. niestety ta technika badań nie pozwoli na wyznaczenie pozycji nieciągłości w kierunku osi y (lokalizacja na szerokości spoiny) jak również nie możemy na jej podstawie określić rodzaju niezgodności. takie informacje uzyskamy poprzez analizę zobrazowania typu s z lewej głowicy pa. widzimy na nim charakterystyczne wskazanie typowe dla pęknięcia wychodzącego od powierzchni skanowania. składa się ono z odbicia od prostokątnego naroża tworzonego przez pęknięcie z kilkoma mniejszymi echami powstałymi od załamań pęknięcia, które wykazują korzystną orientację w stosunku do wiązki ultradźwiękowej. w trakcie przesuwania kursora danych echa od załamań, na przemian powstają i znikają wzdłuż linii pęknięcia. dzięki temu rys.  3.  wyniki badań pa+tofd złącza spawanego o grubości 12 mm w miejscu występowania pęknięcia wychodzącego na powierzchnię skanowania fig.  3. the pa + tofd test results of welded joint, thickness of 12 mm at the location of scanning surface breaking crack in the welded joint 31przegląd  spawalnictwa vol. 89 4/2017 możemy nie tylko precyzyjnie zlokalizować nieciągłość po osi y jako znajdującą się w strefie wpływu ciepła, ale ponadto z dużym prawdopodobieństwem jesteśmy w stanie określić rodzaj powstałej niezgodności. ma to duże znaczenie praktyczne ze względu na możliwość wprowadzenia do procesu spawania zabiegów technologicznych zapobiegających powstawaniu pęknięć. na rysunku 4 pokazano kolejny przykład wykorzystania badań pa+tofd do określenia rodzaju niezgodności. na zobrazowaniu typu s z głowic pa widać bardzo słabe wskazania o niskiej amplitudzie wynoszącej ok. 30% pełnej wysokości ekranu (kolor niebieski). tak niska wysokość echa przy amplitudowych kryteriach akceptacji nie daje podstaw do przyjęcia wskazania za nieakceptowalne. jest to typowa sytuacja w przypadku wykrywania gniazda pęcherzy w metodzie echa. nieciągłość tego rodzaju powoduje niemal całkowite rozproszenie wiązki, skutkujące powstaniem echa o bardzo niskiej amplitudzie, często poniżej poziomu oceny. jednakże w przypadku jednoczesnego dostępu do wyników tofd wykrycie i ocena wskazań od gniazda pęcherzy jest znacznie łatwiejsza. wynika to z faktu, że rozproszone na dużej liczbie pęcherzy sygnały ultradźwiękowe dochodząc do głowicy tofd posiadają amplitudę zbliżoną do amplitudy sygnałów dyfrakcyjnych ugiętych na wierzchołkach nieciągłości. stąd ich wykrycie w badaniach tofd będzie znacznie łatwiejsze niż w badaniach metodą echa (rys. 4). rys.  4.  wyniki badania pa+tofd złącza spawanego o grubości 12 mm w miejscu występowania gniazda pęcherzy fig. 4. the results of ultrasonic pa + tofd examination of weld joint, thickness of 12 mm, at the location where localized porosity occurred w przypadku wyznaczania głębokości czy wysokości wskazań znacznie precyzyjniejsze wyniki uzyskuje się wykorzystując sygnały dyfrakcyjne od wierzchołków nieciągłości uzyskane w technice tofd niż bazując na sygnałach odbitych w metodzie echa. w drugim przypadku uzyskany wynik może być znacznie przeszacowany, gdyż w dużym stopniu zależy on od szerokości wiązki ultradźwiękowej w miejscu występowania nieciągłości. z tego względu najkorzystniejszym rozwiązaniem w prezentowanym na rysunku 5 przykładzie byłoby wymiarowanie wysokości wskazania na podstawie obrazu tofd. możemy uzyskać wówczas wyniki z dokładnością rzędu dziesiątych części milimetra [1]. oczywiście zależy ona od kilku czynników, takich jak zastosowana częstotliwość głowic, rozstaw głowic pcs czy pozycja wskazania w osi y. mimo to uzyskany wynik będzie znacznie bardziej wiarygodny niż w przypadku pomiaru metodą echa. z kolei badania phased array mogą posłużyć do określenia rodzaju wskazania. na rysunku 4 (zobrazowanie typu s) widzimy silne wskazania na głębokości równej grubości materiału badanego, umiejscowione w grani po prawej stronie osi spoiny. są one charakterystyczne dla naroża prostokątnego, skutecznie odbijającego wiązkę ultradźwiękową (z wyjątkiem kąta 60°). stąd, z dużym prawdopodobieństwem możemy określić rodzaj wykrytej nieciągłości jako przyklejenie w grani. rys.  5.  wyniki badania pa+tofd złącza spawanego o grubości 10 mm ze wskazaniem od przyklejenia w grani fig. 5. the results of ultrasonic pa + tofd examination of welded joint, thickness of 10 mm, at the location of root lack of fusion w badaniach tofd mamy do czynienia z istnieniem stref martwych przy powierzchni skanowania oraz przy powierzchni przeciwległej. ich wielkość zależy od parametrów badania, takich jak częstotliwość, odległość między środkami głowic pcs oraz stopień wytłumienia głowic [8]. mimo, że obszar zajmowany przez strefę martwą przy powierzchni przeciwległej jest niewielki, to jednak w nim mogą występować bardzo niebezpieczne niezgodności zlokalizowane w grani spoiny, takie jak braki przetopu, przyklejenia w grani czy pęknięcia. w przypadku, gdy nieciągłości te są niewielkie, istnieje duże ryzyko, że mogą być one niezauważone na obrazie tofd. stąd częsta potrzeba dodatkowego pokrycia tego obszaru inną techniką badań. najlepiej do tego celu wykorzystać technikę pa, która umożliwia skuteczne wykrycie nawet niewielkich nieciągłości w obszarze grani spoiny. na rysunku 6 przedstawiono wynik badania złącza zawierającego niezgodność w grani spoiny o niewielkiej wysokości. jak widzimy, na obrazie tofd w obszarze między falą podpowierzchniową lw a odbitą bw jest ona praktycznie niezauważalna. tylko w zakresie fali transformowanej możemy doszukać się niewielkiego wskazania. wskazania w tej strefie nie dają jednak możliwości wymiarowania. ta sama nieciągłość jest dobrze widoczna na wynikach rys.  6.  wyniki badań pa+tofd złącza spawanego o grubości 16 mm z wskazaniem od niezgodności w grani spoiny. wyniki pa umożliwiają ocenę nieciągłości trudnej do wykrycia na obrazie tofd ze względu na obecność strefy martwej fig. 6. the results of ultrasonic pa + tofd examination of welded joint, thickness of 16 mm, at the location of root flow. pa technology makes possible detection of discontinuity, that is difficult to detect in tofd examination, because of dead zone 32 przegląd  spawalnictwa vol. 89 4/2017 badań pa, zarówno na s-skanie, jak i na pozostałych zobrazowaniach (rys. 6 i 7). najbardziej przydatnym do oceny i wymiarowania tego rodzaju wskazań jest zobrazowanie typu b [9]. umożliwia ono łatwe i skuteczne odróżnienie wskazań rzeczywistych nieciągłości usytuowanych w grani spoiny od dużej ilości silnych wskazań od geometrii grani, tzw. ech kształtu (rys. 7). podobnie sytuacja przedstawia się w przypadku strefy martwej przy powierzchni skanowania. ponieważ jest ona większa od strefy martwej przy powierzchni przeciwległej, to w konsekwencji może utrudnić wykrycie i ocenę większych niezgodności. na rysunku 8 przedstawiono obraz tofd złącza o grubości 10 mm. w zaznaczonym fragmencie wskazaniem nieciągłości umiejscowionej w strefie martwej jest ledwo zauważalne przesunięcie fali podpowierzchniowej ku dołowi (do dłuższych czasów). w praktyce badań przemysłowych przy ocenie złącza na podstawie samej techniki tofd wskazanie to mogłoby zostać pominięte. w przypadku zapewnienia dodatkowego pokrycia obszaru strefy martwej badaniem pa możemy bez trudu wykryć niewielkie przyklejenie brzegowe usytuowane tuż pod powierzchnią skanowania (rys. 8). na rysunku 9 przedstawiono obraz tofd zawierający dużą ilość różnorodnych wskazań. są one trudne do sklasyfikowania wg wytycznych podanych w normie pn-en iso rys.  8.  wyniki badania pa+tofd złącza spawanego o grubości 10 mm ze wskazaniem od przyklejenia brzegowego usytuowanego przy powierzchni lica. w badaniu tofd wykrycie niezgodności jest znacznie utrudnione fig. 8. the results of ultrasonic pa + tofd examination of welded joint, thickness of 10 mm, at the location of side wall lack of fusion, located from the face side of the joint. the discontinuity is very difficult to detect by tofd inspection rys.  9.  wyniki badań pa+tofd złącza spawanego o grubości 16 mm ze wskazaniem od przyklejeń brzegowych, trudnych do interpretacji na podstawie samego obrazu tofd fig. 9. the results of ultrasonic pa + tofd inspection of welded joint, thickness of 16 mm, with indications that are difficult to be interpreted by tofd alone rys. 7. pozostałe rodzaje zobrazowań (a, b, c, s) z lewej głowicy pa z badania złącza przedstawionego na rysunku 6. na zobrazowaniu typu b łatwo zauważalne wskazanie usytuowane w grani spoiny na tle wskazań od geometrii grani fig. 7. other types of display (a, b, c, s-scan) of results from the left ultrasonic probe (results previously shown in figure 6). on b-scan representation the indication can be seen against strong indication originating from root geometry 10863. dodatkowo, występowanie dużej ilości mniejszych nieciągłości niesie ryzyko, że ich sygnały mogą utrudnić wykrycie i ocenę wskazań od krawędzi bardziej niebezpiecznych, dużych nieciągłości płaskich. następuje wówczas interferencja sygnałów od wszystkich nieciągłości znajdujących się na drodze wiązki ultradźwiękowej w kierunku szerokości badanego złącza. nieoceniona jest wówczas możliwość weryfikacji takowego fragmentu spoiny przy pomocy badań pa, dających znacznie większe możliwości interpretacji wskazań. analizując zaznaczony fragment obrazu tofd trudno jest jednoznacznie sklasyfikować znajdujące się tam wskazanie (rys. 9). dzięki możliwości weryfikacji przy pomocy pa możemy stwierdzić obecność kilku przyklejeń brzegowych usytuowanych na obydwu ściankach rowka. podsumowanie i wnioski zaprezentowane wyniki badań obrazują, jak skuteczną metodą wykrywania niezgodności spawalniczych są symultaniczne badania pa+tofd. obie zastosowane techniki ultradźwiękowe są wzajemnie komplementarne, co powoduje znaczące zwiększenie wiarygodności badania. w obszarach, w których badania tofd posiadają pewne ograniczenia, technika pa jest skutecznym narzędziem uzupełniającym. obszary te to przede wszystkim pokrycie stref martwych tofd, 33przegląd  spawalnictwa vol. 89 4/2017 literatura [1] j.p. charlesworth, j.a. temple: engineering applications of ultrasonic time-of-flight-diffraction, research studies press, baldock, 2001. [2] s. mackiewicz, j. kopiński: doświadczenia z zastosowań ultradźwiękowej techniki tofd, materiały vii seminarium „nieniszczące badania materiałów”, zakopane 14-16 marca 2001. [3] r. kaczmarek, k. kaczmarek, j. słania, r. krawczyk: wykonywanie badań ultradźwiękowych techniką tofd w aspekcie wymagań norm przedmiotowych, biuletyn instytutu spawalnictwa, nr 4, 2016. [4] k. kaczmarek, p. irek, ł. rawicki, j. słania: wykrywanie niezgodności w złączach spawanych za pomocą techniki czasu przejścia wiązki dyfrakcyjnej (tofd), biuletyn instytutu spawalnictwa, nr 5, 2016. [5] m. śliwowski: badanie obwodowych złączy spawanych gazociągów zmechanizowanym systemem ultradźwiękowym tofd+pe. xxii naukowo-techniczna krajowa konferencja spawalnicza, międzyzdroje, 17-19.05.2016. [6] s. mackiewicz, m. zgutka: ultradźwiękowe badania złączy spawanych techniką phased array, xxi seminarium nieniszczące badania materiałów, zakopane, 18-20 marca 2015. [7] s. mackiewicz: badania złączy spawanych techniką phased array w świetle wymagań pn-en iso 13588, przegląd spawalnictwa, vol. 87, nr 12, 2015. [8] k. kaczmarek, j. słania: wykrywanie niezgodności spawalniczych ultradźwiękową techniką tofd, 45 krajowa konferencja badań nieniszczących, kołobrzeg, 18-20 października 2016. [9] r. kaczmarek: problematyka wskazań od geometrii w konwencjonalnych badaniach ultradźwiękowych oraz badaniach phased array, biuletyn instytutu spawalnictwa, nr 2, 2017. pozycjonowanie wskazań w kierunku osi y, możliwość określenia rodzaju niezgodności czy weryfikacja poprawności klasyfikacji wskazań tofd (wewnętrzne, wychodzące na powierzchnię) w obszarach o niewystarczającej rozdzielczości przestrzennej (w pobliżu powierzchni skanowania). z drugiej strony ograniczenia techniki pa są skutecznie uzupełniane poprzez tofd. ma to miejsce przy precyzyjnym wymiarowaniu głębokości i wysokości wskazań, wykrywaniu nieciągłości płaskich zorientowanych niekorzystnie (przyklejenia międzywarstwowe) czy wykrywaniu nieciągłości znacznie rozpraszających wiązkę ultradźwiękową (gniazda pęcherzy). cechy te predestynują badania pa+tofd do szerokiego zastosowania w kontroli jakości złączy spawanych, zwłaszcza tych o najwyższej odpowiedzialności. jednakże, aby było to możliwe, niezbędny jest intensywny proces wdrażania ich do polskiego spawalnictwa, polegający na upowszechnianiu technik pa i tofd w krajowym środowisku spawalniczym, a także kształceniu personelu badań nieniszczących w zakresie tych technik badawczych. przy tak wysoce wyspecjalizowanych technikach badań zdecydowanie nie wystarcza tutaj wiedza i doświadczenie wyniesione z kursu konwencjonalnych badań ultradźwiękowych. niezbędny jest specjalnie przeszkolony personel, zarówno w aspekcie wykonywania i oceny badań, jak i przygotowywania i walidowania procedur badawczych dla technik pa i tofd. działania te niewątpliwie podwyższą jakość i niezawodność wytwarzanych w kraju wyrobów spawanych, i tym samym, znacznie zwiększą atrakcyjność producentów stosujących te techniki badawcze jako narzędzie kontroli wytwarzanych złączy. 1 egzemplarz książki: 90 zł (w tym 5% vat) w celu zamówienia książki należy wypełnić formularz i przesłać w formie skanu lub listu wraz z potwierdzeniem wpłaty na adres: przegląd spawalnictwa agenda wydawnicza simp ul. świętokrzyska 14a, 00-050 warszawa tel.: 22 827 25 42 | e-mail: redakcja@pspaw.pl wpłaty należy dokonać na rachunek bankowy: alior bank 72 2490 0005 0000 4530 2737 1022 jacek słania plany spawania – teoria i praktyka (wydanie ii rozszerzone) imię i nazwisko kontakt do osoby zamawiającej (e-mail): adres nip podpis ______________________________________________________ firma/osoba prywatna oświadczam, że jestem podatnikiem vat i upoważniam firmę do wystawienia faktury bez podpisu zamawiam książkę plany spawania – teoria i praktyka w redakcji przegląd spawalnictwa w liczbie ....... egz. 201404_pspaw_8972.pdf 11przegląd spawalnictwa 4/2014 mateusz ścisłowski leopold michał barwicki anna zielińska–lipiec edmund tasak krzysztof pańcikiewicz badanie właściwości i struktury połączeń spawanych nowej i eksploatowanej stali 14 mov6-3 (13hmf) evaluation of the mechanical properties   and microstructure of before and after  operations 14 mov6-3 (13hmf) steel joints  mgr inż. mateusz ścisłowski; dr inż. leopold michał barwicki – enrem – połaniec; dr hab. inż. anna zielińska–lipiec, prof. agh; prof. dr hab. inż. edmund tasak; mgr inż. krzysztof pańcikiewicz – agh akademia górniczo hutnicza, kraków. autor korespondencyjny/corresponding author: tasak@agh.edu.pl streszczenie w pracy przedstawiono właściwości i strukturę połączenia spawanego pomiędzy elementem ze stali eksploatowanej 14 mov6-3 oraz elementem nowym, nieeksploatowanym, również ze stali 14 mov6-3. oba elementy w postaci płyt o wymiarach 110x220x20 mm połączono dwoma metodami spawania łukowego. grań spoiny wykonano metodą spawania elektrodą nietopliwą w osłonie gazu obojętnego (tig), natomiast wypełnienie metodą spawania elektrodą otuloną (mmaw). pospawany element został poddany wyżarzaniu odprężającemu. powstałe złącze spawane zostało poddane badaniom nieniszczącym: vt, pt, rt oraz badaniom niszczącym: badaniu udarności, rozciąganiu złącza, badaniom metalograficznym oraz badaniu rozkładu twardości w złączu. w wyniku badań ustalono, iż istnieje możliwość wykorzystania zastosowanych metod spawania do wykonywania remontów lub modernizacji instalacji energetycznych słowa kluczowe: stal 13hmf, właściwości, mikrostruktura abstract the paper presents the structure and properties of the weld joint between the operated steel 14mov6-3 and a new, non-operated steel 14mov6-3 element. both elements in the form of plates of dimensions 110 x 220 x 20 mm were joined by two methods of arc welding. ridge welds made by welding tungsten inert shielding gas tig, while filling was made by welding with coated electrode mmaw. welded item has been heat treated stress-relief annealing. the resulting joint has been subjected to nondestructive testing: vt, pt, rt and destructive testing: impact test, tensile joints, metallographic examination and testing of hardness distribution in the joint. the research found that there is a possibility to use the methods of welding for repair or upgrading of power plants structures. keywords: 13hmf steel, properties, microstructure 12 przegląd spawalnictwa 4/2014 wstęp złącza elementów nowych z eksploatowanymi znajdują szerokie zastosowanie w energetyce. po określonym czasie eksploatacji przewidzianym dla danych elementów przeprowadza się w sposób kontrolowany czynności mające na celu przedłużanie czasu eksploatacji elektrowni [5]. jednak, w celu uniknięcia olbrzymich kosztów związanych z wymianą całych instalacji, stosuje się wymiany wybranych fragmentów najbardziej narażonych na zużycie podczas pracy. prace remontowe wymagają wielu procesów technologicznych, jednak jednym z najważniejszych jest konieczność łączenia elementów przez spawanie. istotnym problemem dotyczącym trwałości elementów konstrukcyjnych instalacji energetycznych jest trwałość eksploatacyjna złączy spawanych oraz wykonanie naprawczych złączy spawanych materiałów po eksploatacji z materiałami w stanie wyjściowym [1, 4, 5]. wykonywanie złączy spawanych przy modernizacjach bloków energetycznych powoduje, że konieczne jest badanie wpływu cyklu spawania na właściwości materiałowe elementów poddanych pracom remontowym, głównie w obszarze nowo powstałych spoin między elementami z materiałów nowych i eksploatowanych [6÷8]. poznanie właściwości tego typu połączeń spawanych jest ważne do oszacowania dalszego czasu bezpiecznej eksploatacji bloku energetycznego [2, 3]. metodyka badań do badań zostały użyte elementy rurociągów pary świeżej. elementy te wytworzone zostały ze stali 14mov6-3 (13hmf), której skład chemiczny przedstawiono w tablicy i. jeden z elementów przepracował w warunkach wysokiej temperatury (540°c) i ciśnienia (11 mpa) 200 000 h, natomiast drugi element był materiałem nieeksploatowanym (nowym). oba materiały połączono przez spawanie grani metodą tig i wypełnienie metodą mma. przed procesem spawania elementy ze stali 14mov6-3, nowej i eksploatowanej, zostały odpowiednio przygotowane przez ukosowanie brzegów zgodnie z iso 9692-1:2003(e) (rys. 1) [11]. próbki po procesie spawania przedstawiono na rysunku 2. tak przygotowany element został poddany w pierwszej kolejności serii badań nieniszczących: badaniom wizualnym, penetracyjnym i radiologicznym. następnie wykonano próbki do badań niszczących. c si mn cr mo nb ti v b w 0,10÷0.15 0,40÷0,70 0,30÷0,70 0,30÷0,60 0,50÷0,70 – – 0,22÷0,28 – – tablica i. skład chemiczny stali 14mov6-3 (13hmf) wg en 10216-2, % wag. table i. chemical composition of 14mov6-3 (13hmf) steel acc. to. en 10216-2, wt.% rys. 1. schemat ukosowanie brzegów materiału przed procesem spawania; 1 – materiał nowy (13hmf), 2 – materiał eksploatowany (13hmf) fig. 1. edge of welded plates shape before welding: 1 – new steel (13hmf), 2 – operated steel (13hmf) rys. 2. złącze spawane próbne – doczołowe blachy 20x200x220 mm fig. 2. welded joint – butt weld in 20x200x220 mm pates próbki do poszczególnych badań wykonano zgodnie z obowiązującymi normami: – do badania udarności wg pn-en 875:1999 [12]. wykorzystano 9 próbek charpy’ego v. zgodnie z wytycznymi po 3 próbki ze strefy wpływu ciepła po stronie materiału nowego, strefy wpływu ciepła po stronie materiału eksploatowanego oraz próbki z karbem naciętym w osi spoiny; – do badania wytrzymałości na rozciąganie wg pn-en iso 4136:2011 [13]. na rysunku 3 przedstawiono wymiary dobrane zgodnie z wytycznymi normy dla próbek do rozciągania złącza; – pomiary twardości wykonano na próbce z badań metalograficznych sposobem vickersa zgodnie z pn-en 1043-2, pn-en iso 15614-1, w dwóch liniach pomiarowych. zostały wykonane po 3 pomiary w materiale rodzimym po obu stronach złącza i 3 pomiary w swc oraz po 6 pomiarów w spoinie. linia a przedstawia miejsce pomiaru twardości przez spoinę wykonaną metodą mma, natomiast linia b została usytuowana w miejscu wykonania grani metodą tig (rys. 4). 13przegląd spawalnictwa 4/2014 rys. 4. rozmieszczenie punktów pomiaru twardości złącza spawanego fig. 4. location across of hardness measurements rys. 3. wymiary próbki do badania wytrzymałości złącza na rozciąganie fig. 3. dimensions of sample for tensile strength test rys. 5. zdjęcie radiogramu złącza spawanego stali 14mov6-3 fig. 5. radiogram of welded joint of 14mov6-3 steel wyniki badań wyniki badań nieniszczących podczas badań wizualnych złącza spawanego doczołowego blach ze stali 14mov6-3 nie stwierdzono występowania niezgodności. badania penetracyjne nie wykazały wskazań. złącze uzyskało poziom jakości b wg wymagań pn-en iso 5817:2009. w wyniku badania radiograficznego (rys. 5) nie stwierdzono żadnych niezgodności. złącze uzyskało poziom jakości b wg pn-en iso 5817:2009. wyniki badań niszczących próba udarności wymagania podane w pn-en 10216-2 określają minimalną wartość pracy łamania na poziomie 27 j w temperaturze otoczenia; wartość tę zaznaczono na wykresie w postaci poziomej linii (rys. 6). uzyskane wyniki pracy łamania spoiny i swc są wyraźnie wyższe niż wartości wymagane przez powołaną powyżej normę. przeprowadzono również badanie morfologii przełomów za pomocą sem. materiał spoiny pęka w sposób zróżnicowany w zależności od cyklu cieplnego, jakiemu był poddawany w wyniku spawania wieloma ściegami. wygląd tego przełomu pokazano na rysunku 7. przy większych powiększeniach można obserwować różny charakter przełomów w zależności od miejsca obserwacji. przełom ciągliwy (rys. 8) występuje w obszarach, które podczas układania ściegów uległy normalizowaniu. w gruboziarnistym obszarze ściegu, który przekrystalizował, przełom miał charakter quasi-kruchy (rys. 9). w obszarze nieprzekrystalizowanym w spoinie występowały przełomy mieszane: kruche na granicach ziaren i ciągliwe wewnątrz ziaren (rys. 10, 11). na przełomie z naciętym karbem w swc materiału eksploatowanego można obserwować jedynie przełom ciągliwy (rys. 12). w strefie wpływu ciepła materiału nowego przełom ma charakter, zależnie od obszaru w próbce (rys. 13), quasi-kruchy (rys. 14) i kruchy (rys. 15). rys. 6. praca łamania spoiny i swc złącza doczołowego blach ze stali 13hmf fig. 6. nominal energy for weld and haz of butt weld joint of 13hmf steel rys. 7. morfologia przełomu materiału spoiny fig. 7. fracture of weld 14 przegląd spawalnictwa 4/2014 rys. 8. przełom ciągliwy w obszarach spoiny, które podczas spawania uległy normalizowaniu fig. 8. ductile fracture of normalized weld zone rys. 9. przełom quasi-kruchy w spoinie fig. 9. quasibrittle fracture of weld rys. 10. przełom kruchy na granicach krystalitów i ciągliwy wewnątrz nich fig. 10. brittle fracture of crystallite boundaries and ductile fracture inside of them rys. 11. przełom kruchy na granicach ziaren byłego austenitu fig. 11. brittle fracture in the transformed austenite grain boundaries rys. 12. przełom ciągliwy w swc materiału eksploatowanego fig. 12. ductile fracture of haz in operated steel rys. 13. morfologia przełomu w swc materiału nieeksploatowanego fig. 13. different fracture morphology in haz of non-operated steel rys. 15. przełom kruchy w swc materiału nieeksploatowanego fig. 15. brittle fracture in haz of non-operated steel rys. 14. przełom quasi-kruchy w swc materiału nieeksploatowanego fig. 14. quasibrittle fracture in haz of non-operated steel 15przegląd spawalnictwa 4/2014 próba rozciągania złącza w próbie rozciągania określono wytrzymałość złącza spawanego (rm) i przeprowadzono ocenę uzyskanych wyników pod względem wymaganej minimalnej wartości rm dla materiału rodzimego, która wynosi 460 mpa wg en 10216-2. wartość tę zaznaczono na wykresie linią poziomą (rys. 16). próbkę przed rozciąganiem przedstawiono na rysunku 17, natomiast próbkę po próbie rozciągania na rysunku 18. rys. 16. wykres wytrzymałości próbki na rozciąganie rm z zaznaczoną minimalną wartością wytrzymałości dla materiału rodzimego fig. 16. tensile strength (rm) with marked minimum value for base metal rys. 17. próbka do rozciągania złącza – widok od strony lica fig. 17. sample for tensile strength test – face of weld side rys. 18. próbka po zerwaniu – widok od strony lica fig. 18. sample after tensile strength test – face of weld side badanie makroskopowe badanie makroskopowe nie wykazało żadnych niezgodności spawalniczych. po wytrawieniu złącza nitalem uwidoczniona została struktura wielościegowej spoiny i wąskiej swc (rys.19). rys. 19. próbka po badaniu makroskopowym z widoczną spoiną i swc (1 – materiał eksploatowany 13hmf, 2 – materiał nowy 13hmf, 3 – spoina) fig. 19. sample after mictroscopic evaluation with visible weld and haz (1 – operetad steel 13hmf, 2 – non-operated steel 13hmf, 3 – weld) badanie twardości pomiary twardości wykonano sposobem vickersa zgodnie z pn-en 1043-2, pn-en 15614-1 i pn-en 12952-6, z których wynika, że dla stali 13hmf po obróbce cieplnej kryterium twardości wynosi maksimum 350 hv10. wszystkie wyniki pomiarów są niższe niż dopuszczalne, jednak na uwagę zasługuje fakt, że twardość spoiny w obszarze grani, która została wykonana metodą tig, jest większa niż twardość ściegów wypełniających wykonanych za pomocą metody mma, co może świadczyć o utwardzeniu spoiny w wyniku oddziaływania strumienia gazu formującego, który powodował szybsze niż w następnych ściegach stygnięcie spoiny. obserwacja mikrostruktury rys. 21. rozkład twardości złącza spawanego na linii pomiarowej b (obszar grani wykonanej metodą tig) fig. 21. hardness distribution of welded joint in measurement line b (root by gtaw zone) rys. 20. rozkład twardości złącza spawanego na linii pomiarowej a (obszar wypełnienia metodą mma) fig. 20. hardness distribution of welded joint in measurement line a (filling by mma zone) badania mikrostruktury spawanego złącza za pomocą mikroskopu świetlnego obejmowały materiał rodzimy po eksploatacji i nowy, a także mikrostrukturę spoiny i swc. miejsca obserwacji zaznaczono na rysunku 22. badane złącze po spawaniu wyżarzono z przystankiem w temperaturze 450°c przez 60 min i następnie nagrzano do 730°c i wytrzymano przez 60 min. taka obróbka cieplna spowodowała odpuszczenie mikrostruktury bainitycznej. w materiale eksploatowanym 16 przegląd spawalnictwa 4/2014 rys. 29. mikrostruktura obszaru linii wtopienia od strony materiału nieeksploatowanego – obszar d fig. 29. microstructure of fusion line in the non-operated steel – d zone rys. 22. miejsca obserwacji mikrostruktury fig. 22. location of microstructure observation rys. 23. mikrostruktura materiału eksploatowanego fig. 23. microstructure of operated steel rys. 24. mikrostruktura materiału nowego fig. 24. microstructure of non-operated steel rys. 25. mikrostruktura spoiny w obszarze f (przejście między ściegiem graniowym wykonanym metodą tig i wypełnieniem mma) fig. 25. microstructure of weld in f zone (boundary between tig welded root bead and mmaw filling) rys. 26. mikrostruktura obszaru przejścia grani spoiny do materiału eksploatowanego (obszar h) fig. 26. microstructure of fusion between root of weld bead and operated steel (h zone) rys. 27. mikrostruktura spoiny wykonanej metodą mma (obszar c z rys. 22) fig. 27. microstructure of weld made by mma (c zone from fig. 22) rys. 28. mikrostruktura obszaru linii wtopienia od strony materiału eksploatowanego (obszar b z rys. 22) fig. 28. microstructure of fusion line in the oparated steel side (b zone from fig. 22) 17przegląd spawalnictwa 4/2014 (pozycja a) w obszarach byłego bainitu oraz na granicach ziaren ferrytu widoczne są duże skoagulowane wydzielenia węglików (rys. 23). również w materiale nowym zaawansowany jest proces odpuszczania w obszarach bainitu (rys. 24). obserwuje się znaczną różnicę w wielkości ziarna ferrytu w materiale nowym i eksploatowanym. w materiale nowym jest ono prawie dwukrotnie mniejsze niż w materiale eksploatowanym. mikrostrukturę spoiny i swc, obserwowaną w grani, pokazano na rysunkach 25 i 26, natomiast na rysunku 27 przedstawiono typową mikrostrukturę spoiny wykonaną metodą mma. mimo obróbki cieplnej nadal zachowany jest iglasty charakter mikrostruktury. w obszarach ściegu, który nie był poddawany wpływowi podwyższonej temperatury przy nakładaniu kolejnego ściegu, widoczne są wyraźne kryształy kolumnowe. w strefie oddziaływania ciepła pochodzącego od kolejnego ściegu w wyniku przekroczenia temperatury ac3 następuje rozdrobnienie ziarna i mikrostruktura traci swój pierwotny charakter. mikrostrukturę linii wtopienia (obszar b i d) pokazano na rysunkach 28 i 29. w obu przypadkach strefa gruboziarnista jest bardzo wąska i obserwuje się w niej odpuszczony bainit z niewielkim udziałem ferrytu. ziarno byłego austenitu jest znacznie większe w swc materiału eksploatowanego. wnioski na podstawie przeprowadzonych badań sformułowano następujące wnioski: 1. złącze spawane nowej i eksploatowanej stali 14mov6-3 zostało wykonane poprawnie i według badań nieniszczących pozbawione było wszelkich niezgodności zarówno zewnętrznych, jak i wewnętrznych. 2. udarność poszczególnych stref złącza (swc i spoina) jest wysoka i przekracza wartość 27 j, która jest wartością minimalną pracy łamania dla tej stali. 3. wytrzymałość złącza na rozciąganie wyniosła 484 mpa, co pozwala stwierdzić, że złącze wykazuje dość wysoką wytrzymałość rm, gdyż wartość minimalna dla tej stali wynosi 460 mpa. 4. badania mikroskopowe wykazały zmiany mikrostrukturalne w materiale eksploatowanym, w którym doszło do rozrostu ziarna oraz koagulacji węglików w obszarach bainitu lub perlitu. zmiany te jednak nie wpłynęły na obniżenie właściwości wytrzymałościowych całego złącza poniżej wymaganego przez normę minimum. 5. badanie przełomów wykazało, że charakter i mechanizm pękania zależy od cykli cieplnych, jakim dany obszar złącza został poddany w wyniku spawania wielościegowego. 6. wszystkie wymagania stawiane stali 14mov6-3 zostały spełnione, co może świadczyć o przydatności zastosowanych metod spawania do wykonywania połączeń spawanych stali eksploatowanej z nową w przypadku rurociągów pary świeżej ze stali 14mov6-3 (13hmf). pozwoli to na ograniczenie kosztów związanych z wymianą całych instalacji i urządzeń. literatura [1] dobrzański j., paszkowska h., kowalski b., wodzyński j.: diagnostyka elementów urządzeń energetycznych pracujących pod działaniem ciśnienia w podwyższonej temperaturze. prace imż 1(2010). [2] zieliński a., dobrzański j., wodzyński j.: ocena trwałości elementów części ciśnieniowej kotłów energetycznych w procesie dopuszczania do eksploatacji poza obliczeniowy czas pracy. prace imż 1(2010). [3] wińcza m.: analfabetyzm techniczny – rzeczywistość, czy fikcja: (analiza problemu). przegląd spawalnictwa 6/2008, s.11÷15. [4] dobrzański j.: materiałoznawcza interpretacja trwałości stali dla energetyki, scientific international journal of the world academy of materials and manufacturing engineering; vol. 3, 2011. [5] trzeszczyński j.: żywotność urządzeń cieplno–mechanicznych bloków energetycznych po ich modernizacji. pro novum, grudzień 2000, s. 14÷17. [6] brunne w.: możliwość wydłużania żywotności głównych rurociągów parowych do założonego czasu pracy. energetyka, zeszyt tematyczny, s. 16÷19, grudzień 2002. [7] brunne w.: korzyści płynące z modernizacji rurociągów w celu wydłużenia czasu ich eksploatacji. dozór techniczny 1-2/2010. [8] trzeszczyński j.: żywotność urządzeń cieplno-mechanicznych bloków energetycznych po ich modernizacji. energetyka, zeszyt tematyczny, s. 14÷15, grudzień 2000. [9] en 10216-2, seamless steel tubes for pressure purposes – technical delivery conditions – part 2: non-alloy and alloy steel tubes with specifed elevated temperature properties (including amendment a1:2004). [10] pn-en 1321 marzec 2000, badania niszczące metalowych złączy spawanych. badania makroskopowe i mikroskopowe złączy spawanych. ps 5 2016 www.pdf 76 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 innowacje technologiczne firmy panasonic   w zrobotyzowanym spawaniu cienkich   elementów metalowych na przykładzie   wdrożeń firmy technika spawalnicza panasonic technological innovation in robotic welding of thin metal parts on example implementation of technika spawalnicza inż.  mirosław  nowak  (iwe);  mgr  inż.  daniel  wiśniewski  (iwe);  mgr  inż.  jacek  buchowski;  mgr  inż.  karol  jędrzejak   – technika spawalnicza. autor korespondencyjny/corresponding author: jacek.buchowski@techspaw.com.pl streszczenie artykuł przedstawia nowoczesne rozwiązania zrobotyzowanego spawania metodą tig oraz mag metalowych elementów cienkościennych. dla przykładu posłużono się systemami zaimplementowanymi w przemyśle motoryzacyjnym i meblowym. słowa kluczowe: robot spawalniczy, tawers active wire, cienkie blachy, 7 oś robota abstract this article presents new high-tech solution in robotic tig and mag welding of thin metal components. for example shown robotic systems implemented in automotive and furniture industry. keywords: welding robot, tawers active wire, thin plates,7-axis of robot wstęp w procesach spawalniczych występujących w branży motoryzacyjnej, przy produkcji mebli metalowych, łóżek szpitalnych itp. zachodzi konieczność spawania elementów o coraz mniejszych grubościach. dotyczy to zarówno stali stopowych, niestopowych oraz aluminium i jego stopów. łączenie elementów cienkościennych o grubości poniżej 2 mm. wymusza wprowadzanie do złącza spawanego jak najmniejszej ilości ciepła w celu uniknięcia przepalenia lub odkształceń termicznych materiału. aby kontrolować ten proces należy odpowiednio sterować energią liniową będącą miarodajnym odpowiednikiem wykonania poprawnej spoiny, to dzięki niej uzyskujemy prawidłowe wtopienie w głąb materiału, nagrzanie spoiwa oraz obszaru przylegającego. oprócz nagrzewania istotna jest również szybkość wychładzania elementów spawanych ponieważ obydwa te czynniki mają w konsekwencji odwzorowanie we właściwościach wytrzymałościowych złącza. energię liniową można opisać poniższym wzorem. mirosław nowak, daniel wiśniewski, jacek buchowski, karol jędrzejak się niewystarczająca. potrzebne są specjalistyczne aplikacje które pomogą zwiększyć poprawność i efektywność spawania cienkich elementów metalowych. naprzeciw tym trudnościom wyszła firma panasonic specjalizująca się w produkcji urządzeń spawalniczych od lat 50-tych ubiegłego wieku. obecnie firma skupiła się na robotyzacji procesów spawania i stale podnosi poziom zaawansowania technologicznego swoich produktów. wszystkie opisane w niniejszej publikacji aplikacje zostały zaimplementowane we wdrożonych przez firmę technika spawalnicza systemach zrobotyzowanych. narzędzia wspomagające spawanie   elementów cienkościennych nowa generacja robotów serii tm w roku 2014 miała miejsce polska premiera innowacyjnej serii tm robotów firmy panasonic. seria ta dedykowana jest wyłącznie do spawania. posiada mechanizm pozwalający prowadzić drut spawalniczy w bardziej dogodny sposób przez pierwszą oś obrotową ramienia, co eliminuje konieczność stosowania balanserów. tak innowacyjne rozwiązanie sprawia, że drut trafiając do miejsca spawania nie zakrzywia się, zwiększa to dokładność układania spoin o wąskim licu przy spawaniu cienkich elementów oraz zmniejsza zużycie końcówek prądowych (podawanie zakrzywionego drutu powoduje szybsze zużycie końcówki) [1]. przeglad welding technology review u to napięcie łuku [v], i to natężenie prądu spawania [a], v to prędkość spawania [mm/s], η to współczynnik sprawności nagrzewania. wymagania stawiane nowoczesnym urządzeniom powodują, że zmiana wartości z powyższego wzoru może okazać   (1) 77przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 rys.  1.  warianty prowadzenia drutu spawalniczego do podajnika drutu; a) standardowe prowadzenie drutu, b) prowadzenie drutu w pionie przez pierwszą oś robota, c) prowadzenie drutu w poziomie przez pierwszą oś robota fig. 1. types of feeding welding wire do the wire feeder; a) standard type of wire feeding, b) wire feeding through first axis in vertical location, c) wire feeding through first axis in horizontal location   a)   b)   c) aplikacje z robotami na torze jezdnym wykluczają użycie dodatkowych konstrukcji podtrzymujących prowadnik drutu oraz balanserów za ramieniem robota. w tym przypadku idealnym rozwiązaniem było zastosowanie prowadzenia drutu przez pierwsza oś obrotową robota (rys. 2.) znacznie skraca to odległość prowadzenia drutu pomiędzy szpulą z drutem, a podajnikiem drutu, przekłada się to na płynne, bezoporowe podawanie drutu, bardzo istotne podczas wykonywania dużej ilości krótkich spoin sczepnych. wdrożona przez firmę technika spawalnicza aplikacja w firmie wiśniowski w nowym sączu, przeznaczona do spawania bram przemysłowych w których łączona jest metalowa rama z siatką (rys. 2.) [1] z powodzeniem wykorzystuje zalety prowadzenia drutu przez pierwszą oś. kolejną innowacja, jest dowolność prowadzenia pakietu spawalniczego połączonego z palnikiem, który można ukryć w całości wewnątrz ramienia robota, prowadzić poza ramieniem lub w opcji trzeciej (hybrydowej) przewód prądowy zamontować wewnątrz ramienia natomiast drut spawalniczy w miękkim prowadniku zainstalować poza nim (rys. 3) [2]. opcje te dedykowane są do różnych aplikacji spawalniczych, przedstawionych poniżej. rys. 2.  robot spawalniczy tl-2000wg3 panasonic z prowadzeniem drutu przez pierwszą oś obrotową ramienia, osadzony na elektrycznym torze jezdnym fig. 2. tl-2000wg3 pansonic welding robot with wire guide pass through the first axis, mounted on electric track motion   a)   b)   c) rys. 3. możliwości prowadzenia pakietu spawalniczego na ramieniu robota; a) standardowe mocowanie pakietu przewodów na zewnątrz ramienia, b) mocowanie pakietu wewnątrz ramienia, c) rozwiązanie hybrydowe w którym przewód prądowy prowadzony jest wewnątrz ramienia, natomiast drut spawalniczy na zewnątrz fig. 3. methods of mounting welding set on robot arm; a) standard type outside of the robot arm, b) interior type, c) hybrid type in which power cable is inside robot arm and welding wire is outside rozwiązanie w którym pakiet jest mocowany w całości poza ramieniem (rys. 3a) jest bardzo uniwersalne i wykorzystywane w przemyśle jako standardowe. jedyną niedogodnością jest zawijanie się pakietu przewodów dookoła ramienia podczas obrotu ostatniej osi robota o kąt 360° i większy. drugi sposób prowadzenia przewodów wewnątrz ramienia (rys. 3b) daje większe pole pracy w ciasnych przyrządach spawalniczych gdzie przestrzeń ruchu może być ograniczona. wadą tego rozwiązania jest to, że punkt tcp palnika nie znajduje się w przedłużeniu szóstej osi robota co utrudnia pisanie programu z obrotem nadgarstka w osi pionowej. trzeci rodzaj, czyli rozwiązanie hybrydowe rys.  4.  roboty spawalnicze w trybie kooperacji, wyposażone w miękkie prowadniki drutu fig. 4. welding robots in cooperation mode equipped with soft wire guides 78 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 (rys. 3c) jest połączeniem zalet dwóch poprzednich metod, dając łagodną krzywiznę prowadzenia drutu w miękkim prowadniku nie usztywnionym przez przewód prądowy (rys. 4). trudniejszy do zgięcia przewód prądowy w tym przypadku został przeprowadzony wewnątrz ramienia manipulatora przez środek ostatniej osi. wykorzystanie miękkiego prowadnika pozwala na ustawienie ramienia robota blisko przyrządów spawalniczych lub innych robotów pracujących w trybie kooperacji, a jego zgięcie nie powoduje kolizji ani błędów w podawaniu drutu. takie rozwiązanie jest zazwyczaj wykorzystywane w przemyśle motoryzacyjnym do spawania cienkościennych elementów o grubości poniżej 2 mm. ponieważ umożliwia precyzyjne podawanie spoiwa. opisane rozwiązanie zastosowano w systemie zrobotyzowanym wdrożonym przez firmę technika spawalnicza w jednej z firm produkującej elementy foteli samochodów osobowych (rys. 4). w tej aplikacji dwa roboty pracujące w trybie kooperacji zostały wyposażone w hybrydowe pakiety przewodów. active wire process następnym narzędziem dedykowanym do spawaniem ultra cienkich materiałów ze stali stopowych i niestopowych jak również do spawania detali, w których nie jest zalecane wprowadzanie dużej energii liniowej jest system active  wire process w skrócie awp (metoda aktywnego podawania drutu) [3]. system ten wychodzi naprzeciw problemom pojawiającym się w przemyśle motoryzacyjnym, gdzie wymagana jest duża prędkość spawania, estetyka wykonywanych połączeń, a także tam gdzie występuje ryzyko przepalenia materiału o grubości poniżej 2 mm. rys.  5.  system active wire – aktywny proces podawania drutu firmy panasonic fig. 5. active wire system – panasonic push-pull system of wire feeding active  wire  software na system tawers  active  wire (rys. 5) składa się standardowy system tawers mag, uchwyt spawalniczy servo pull z aktywnym podawaniem drutu (rys. 5), jednostka wire booster (rys. 5) oraz dedykowane oprogramowanie. tawers active wire pozwala na spawanie stali drutem litym o średnicy od 0.8 do 1.2 mm prądem do 350a w cyklu p60% oraz drutami proszkowymi [4]. najlepsze rezultaty uzyskuje się w zakresie prądowym do 200a. ideą układu jest uchwyt spawalniczy servo pull, który powtarza z dużą częstotliwością ruch wysuwania i cofania drutu zapewniając stały krótki cykl łuku spawalniczego, co ogranicza ilość odprysków. bardzo istotną częścią całego systemu jest urządzenie wire booster do wspomagania podawania drutu. urządzenie to montowane jest bezpośrednio na beczce z drutem lub na kasecie szpuli z drutem, gdzie poprzez prowadnik spiralny doprowadza płynnie drut do uchwytu spawalniczego. połączenie znanej metody sp-mag pochodzącej z systemów tawers oraz kontroli podawania drutu umożliwiło powstanie nowej innowacyjnej technologii tawers active wire. metoda awp dzięki aktywnemu podawaniu drutu zmniejsza odkształcenia i naprężenia spawalnicze. ograniczenie ilości odprysków jest możliwe dzięki kontroli sekwencji odrywania kropli płynnego metalu oraz gwałtowne obniżenie wartości prądu wyjściowego. stabilizacja łuku poprzez ciągłą zmianę prędkości podawania drutu zapobiega nieregularnemu skracaniu drutu, co w przeciwnym wypadku prowadzi do generacji odprysków. w standardowym systemie tawers sp-mag (rys. 6a) zmiana wolnego wylotu elektrody powoduje powstawanie rozprysków w momencie przejścia z jednego materiału na drugi, natomiast w przypadku awp (rys. 6b) [5] skrócenie lub wydłużenie wolnego wylotu elektrody nie powoduje powstawania rozprysków, a proces spawania pozostaje stabilny. również duża zmiana kąta natarcia palnika nie powoduje utraty stabilnego łuku, a w ekstremalnym przypadku generuje jedynie znikomą ilość odprysków (rys 7.). system awp znakomicie sprawdza się przy spawaniu spoin obwodowych w zakresie od 0 do 360° gdzie wymagane jest najpierw ciągnięcie palnika, a następnie jego pchanie. firma technika spawalnicza system active wire wdrożyła z powodzeniem w firmach branży motoryzacyjnej, przy produkcji łóżek szpitalnych i mebli stalowych (foteli i kanap). na rysunku 8 przedstawiono system zrobotyzowany z modułem awp do produkcji układów wydechowych samochodów osobowych.   a)   b) rys.  6.  moment przejścia podczas procesu spawania z jednego materiału na drugi; a) standardowy system, b) system active wire fig. 6. passing for one material to another during the welding process; a) standard system, b) active wire system rys. 7. zmiana kąta natarcia podczas spawania w metodzie active wire process nie powoduje powstawania odprysków fig. 7. change of welding angle during welding process does not generate spatters in active wire process method rys. 8.  stanowisko spawalnicze z robotem panasonic serii tm oraz systemem active wire fig. 8. welding station with panasonic tm robot and active wire system 79przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 głowica do spawania tig – 7 oś obrotowa przy zrobotyzowanym spawaniu elementów cienkościennych wykorzystywana jest powszechnie metoda tig, posiadająca szereg zalet względem metody mag. możliwe dzięki niej jest spawanie prądem o niskim natężeniu, a tym samym uzyskanie bardzo wąskiego i estetycznego wizualnie lica spoiny. dodatkowo jeżeli jest taka konieczność, tig pozwala na zrezygnowanie z podawania stopiwa w procesie i spawanie jedynie nietopliwą elektrodą korzystając wyłącznie z materiału rodzimego. taką metodę wykorzystuje się głównie w złączach czołowych i przylgowych lub przy wykonywaniu spoin sczepnych. spawanie metodą tig z podawaniem dodatkowego spoiwa może nastręczać szereg trudności. główną z nich brak precyzyjnego umiejscowienia drutu w jeziorku spawalniczym w trakcie wykonywania procesu. standardowe palniki tig wykorzystywane w robotyce posiadają zamocowany na stałe prowadnik drutu bez możliwości obracania go podczas procesu spawania [6]. alternatywą jest innowacyjny palnik z dodatkowa osią obrotową firmy pansonic. dodatkowy servo napęd, nazywany 7 osią zlokalizowany jest bezpośrednio przy palniku robota, umożliwia obrót prowadnika podającego drut spawalniczy pod określonym kątem. jego obrót w zakresie +/120 stopni zadawany jest bezpośrednio z panelu uczenia robota, rysunek 9. technologia ta została wykorzystana do spawania aluminiowych profili w firmie sun garden jednego z największych producentów mebli ogrodowych w polsce. technika spawalnicza poznań zainstalowała tam trzy stanowiska z robotami wyposażonymi w 7 oś obrotową do spawania metodą tig aluminiowych krzeseł ogrodowych (rys. 10). rozwiązanie z 7 osią obrotową znalazło także zastosowanie w firmie profim turek przy produkcji stalowych krzeseł (rys. 11). rys. 9. głowica spawalnicza tig robota panasonic z dodatkową 7 osią obrotową podającą drut fig. 9. tig welding head of panasonic robot with additional 7th rotational axis for wire feeding rys. 10. spawanie aluminiowych profili metodą tig ac z wykorzystaniem 7 osi obrotowej panasonic fig. 10. tig ac method for welding aluminum profiles using panasonic 7th rotational axis rys.  11.  spawanie obwodowe stalowych rurek metodą tig dc z wykorzystaniem 7 osi obrotowej panasonic fig. 11. orbital welding of steel pipes with tig dc method using panasonic 7th rotational axis wnioski 1. zastosowanie robotów nowej generacji serii tm firmy panasonic umożliwia płynne, bezoporowe podawanie drutu, co znacznie zmniejsza ilość niezgodności spawalniczych 2. zastosowanie innowacyjnej aplikacji active wire process rozszerza możliwości zastąpienia mało wydajnej technologii tig technologią mag. 3. zastosowanie głowicy tig z 7-osią ułatwia wysokojakościowe spawanie tig (ac/dc) elementów rurowych przenikających się (ekskluzywnych mebli, układów wydechowych samochodów osobowych, łóżek szpitalnych). literatura [1] nowak m., buchowski j., jędrzejak k., wiśniewski d., zastosowanie robotów spawalniczych w produkcji bram przemysłowych na przykładzie wdrożenia w firmie wiśniowski, przegląd spawalnictwa 5/2015/ [2]. materiały firmy panasonic. [3]. nowak m., wiśniewski d., czeladziński ł., tawers awp active wire process – innowacyjna metoda spawania mag cienkich elementów stalowych, przegląd spawalnictwa 5/2011. [4]. nowak m., jędrzejak k., automatyzacja i robotyzacja procesów spawania i paletyzacji w branży motoryzacyjnej, przegląd spawalnictwa 1/2016. [5]. nowak m., wiśniewski d., tawers – nowa generacja robotów spawalniczych firmy panasonic, przegląd spawalnictwa 8/2011. [6]. nowak m., wiśniewski d., nowak t., możliwości zastosowania metody tig w systemach zrobotyzowanych, przegląd spawalnictwa 2/2008. 201304_pspaw_ki8o.pdf 30 przegląd spawalnictwa 4/2013 jacek słania dariusz kozik prefabrykacja elementów ciśnieniowych kotłów typu wr prefabrication of elements of wr  type pressure boilers dr hab. inż. jacek słania, prof. pcz – politechnika częstochowska, mgr inż. dariusz kozik – zuph „kotłorex”, szczekociny. streszczenie omówiono budowę kotłów wodnorurowych. przedstawiono materiały podstawowe i dodatkowe wykorzystywane do ich produkcji, wymagania dotyczące gięcia rur kotłowych, przygotowanie elementów do spawania oraz technologię spawania. omówiono zakres badań nieniszczących. przedstawiono wymagania dla personelu badań nieniszczących. odniesiono się do wymagań odbiorowych udt. abstract the construction of pressure boilers was described. the authors presented the base and filler material used for boilers’ production, the requirements for boiler pipe bending, the preparation for welding and welding technology. the range of non-destructive tests, requirements for ndt personnel were described. the authors referred to udt acceptance specifications. wstęp kotły typu wr są to kotły wodnorurowe o wymuszonym przepływie wody przez kocioł, opalane węglem kamiennym energetycznym spalanym na ruszcie mechanicznym. służą do wytwarzania gorącej wody do celów ciepłowniczych lub technologicznych. konstruowane były jako jednostki jednociągowe, dwuciągowe lub trzyciągowe, oznaczane są odpowiednio symbolami: wr 1,25; wr 2,5; wr 5; wr 10; wr 15; wr 25. najpopularniejsze konstrukcje o średniej mocy nominalnej ok. 5 mw to kotły wr 5. najczęściej konstruowane były jako jednostki dwuciągowe, w których pierwszy ciąg stanowi ekranowana komora paleniskowa, nad którą zabudowano wężownice podgrzewacza wody, natomiast drugi ciąg to część konwekcyjna składająca się z wężownic konwekcyjnego podgrzewacza wody. schematyczne zestawienie części ciśnieniowej kotła wr 5 przedstawiono na rysunku 1. materiały podstawowe część ciśnieniowa kotła ciepłowniczego typu wr wykonana jest z rur. ekrany oraz wężownice wykonane są z rur cienkościennych, natomiast komory zbiorcze i rurociągi z grubościennych. materiały stosowane na te elementy powinny być łatwe w kształtowaniu i dobrze spawalne [1]. oczekiwane właściwości technologiczne, w odniesieniu do stali, dotyczą głównie wymaganej dobrej spawalności oraz zdolności stali do odkształceń plastycznych na zimno i na gorąco. rys. 1. schematyczne zestawienie części ciśnieniowej kotła wr 5 fig. 1. the scheme of pressure part of pressure boiler wr 5 31przegląd spawalnictwa 4/2013 określającego: metodę gięcia, gatunek materiału, wielkości geometryczne materiału, kąt i promień gięcia, temperaturę gięcia oraz informacji określonych przez warunek r/d. kontroli partii produkcyjnej należy poddać 1% kolan, lecz nie mniej niż 2 szt. badania obejmują kontrolę owalizacji (wg wzoru 1), pocienienia i twardości. (1) wartość otrzymana nie może przekraczać 10% dla promieni gięcia r ≤ 2dz. przykładowe zestawienie wyników badań partii przedprodukcyjnej kolan giętych przedstawiono w tablicy i, natomiast schemat owalizacji kolan próbnych pokazano na rysunku 2. przygotowanie do spawania łączone powierzchnie przed spawaniem powinny być starannie oczyszczone. należy usunąć wszelkie zanieczyszczenia organiczne i nieorganiczne, ślady farb i lakierów, ślady korozji. sposób przygotowania rury wyroby hutnicze na elementy ciśnieniowe powinny w stanie dostawy mieć określone właściwości niezbędne do zaprojektowania urządzenia przy użyciu metod obliczeniowych lub doświadczalnych, z uwzględnieniem wszelkich dających się racjonalnie przewidzieć warunków eksploatacji, w tym również badań i prób przez cały okres planowanej eksploatacji urządzenia. za określone właściwości uznaje się wytrzymałość na rozciąganie i wytrzymałość na pełzanie [2]. warunki techniczne dostawy rur określa norma pn-en 10216-2 2009 [3]. dla blach żaroodpornych warunki techniczne dostawy określa norma pn-en 10095: 2002 [4]. materiały dodatkowe do spawania materiały dodatkowe do spawania należy dobrać w taki sposób, aby zapewnić, że zarówno w stopiwie, jak i w gotowym złączu będą zachowane odpowiednie właściwości, czyli: ciągliwość, odporność na obciążenia dynamiczne i pękanie, odporność na korozję i na starzenie. materiały dodatkowe do spawania dobiera się na podstawie ich składu chemicznego i właściwości wytrzymałościowych wg en 12070 – 1999 [5]. gięcie prefabrykację elementów należy prowadzić na podstawie protokołu uznania technologii gięcia rur e = [(dmax – dmin)/dz ] x 100% rys. 2. schemat owalizacji kolan próbnych fig. 2. scheme of ovalisation of test-elbow tablica i. przykładowe zestawienie wyników badań partii przedprodukcyjnej kolan giętych table i. exemplary sheet with the results of the tests of elbow-bent pre-production batch promień gięcia, mm materiał dz x g mm kąt gięcia, o dmin. mm dmax mm edop mm e % g pom min mm t pom prostka, hv tpom na łuku zew., hv kolana przedprodukcyjne 46 p265gh 31,8 x 2, 9 180 30,9 32,1 10,0 3,8 2,69 124 174 46 p265gh 31,8 x 2, 9 180 31,1 32,3 10,0 3,8 2,68 128 171 46 p265gh 31,8 x 2, 9 90 31,1 32,1 10,0 3,1 2,74 131 168 46 p265gh 31,8 x 2, 9 90 30,9 32,0 10,0 3,4 2,76 130 173 46 p265gh 31,8 x 2, 9 45 30,8 32,3 10,0 4,7 2,84 128 168 46 p265gh 31,8 x 2, 9 45 31,3 32,2 10,0 2,8 2,82 127 167 46 p265gh 31,8 x 2, 9 180 31,0 32,3 10,0 4,0 2,74 127 173 46 p265gh 31,8 x 2, 9 180 30,9 32,4 10,0 4,7 2,71 126 171 46 p265gh 31,8 x 2, 9 90 31,2 32,3 10,0 3,5 2,69 127 173 46 p265gh 31,8 x 2, 9 90 30,8 32,0 10,0 3,8 2,70 132 174 46 p265gh 31,8 x 2, 9 45 31,1 32,3 10,0 3,8 2,68 123 169 46 p265gh 31,8 x 2, 9 45 31,2 32,1 10,0 2,8 2,72 129 168 32 przegląd spawalnictwa 4/2013 elementów ze stali węglowej i niskostopowej do spawania podano w normie pn-en 29692 [6]. łączone powierzchnie powinny być obrobione – ukosowane. odległość między łączonymi powierzchniami przyjmuje się także w zależności od ich grubości. kąt ukosowania przyjmuje się w granicach 20÷30°. większe wartości kąta ukosowania prowadzą do zwiększenia naprężeń rozciągających w spoinie, co powoduje zwiększenie kąta odkształceń w przypadku np. łączonych blach. zwiększa się także zużycie materiałów dodatkowych do spawania. łączone elementy, przed zasadniczym spawaniem, należy sczepić krótkimi spoinami. w przypadku blach sczepianie należy zacząć od środka łączonych blach. podziałkę spoin sczepnych przyjmuje się od 20 do 30 grubości łączonych blach. przy sczepianiu rur należy przyjmować cztery sczepienia, choć w praktyce często stosuje się trzy sczepienia, co 120°. rys. 3. charakterystyczne wymiary rowków do spawania na przykładzie spoiny y: a – grubość spoiny, b – odstęp, c – wysokość progu, β – kąt ukosowania, α – kąt rowka [9] fig. 3. characteristic measures of weld groove at the example of y weld: a – weld thickness, b – root gap, c – root face, β – bevel angle, α – included angle [9] przykładowe wymiary rowków do spawania dla spoiny y przedstawiono na rysunku 3, natomiast szczegóły przygotowania brzegów elementów do spawania – na rysunku 4. metody spawania przed rozpoczęciem produkcji wytwórca jest zobowiązany do wykonania kwalifikacji technologii spawania. w tym celu powinien wykonać elementy próbne obejmujące wszystkie niezbędne wytyczne określające liczbę złączy próbnych, geometrię złącza oraz zakres badań niszczących i nieniszczących. powyższe wytyczne określone są w normie en iso 15614-1 [7]. najpopularniejszą metodą spawania wykorzystywaną podczas wytwarzania elementów ciśnieniowych kotłów jest metoda tig (141). sposób oraz kolejność układania ściegów dla elementów ekranów, wężownic oraz komór (złącza doczołowe i kątowe ze spoinami pachwinowymi) przedstawiono na rysunku 5. wszyscy spawacze uczestniczący w procesie wytwarzania elementów ciśnieniowych kotłów muszą być poddani sprawdzeniu kwalifikacji do wykonywania złączy spawanych o określonych właściwościach. kwalifikacje te określa norma pn-en 287-1:2011 [8]. rys. 4. szczegóły przygotowania brzegów elementów do spawania fig. 4. the details of edge preparation for welding badania nieniszczące zakres badań nieniszczących złączy spawanych elementów ciśnieniowych najczęściej ustalany jest według obliczeń uwzględniających współczynnik złącza zb = 0,85 oraz warunki dozoru technicznego wudt/ uc/2003. dla elementów ciśnieniowych kotłów energetycznych zakres badań nieniszczących przedstawiono w tablicy ii, natomiast techniki badawcze i poziomy akceptacji w tablicy iii. badania nieniszczące przedstawione w tych tablicach powinny być wykonywane przez personel kwalifikowany zgodnie z wymaganiami podanymi w pn-en iso 9712 [10], jednak pod bezpośrednim nadzorem osoby mającej co najmniej drugi stopień kwalifikacji. oceny wyników badań może dokonać osoba posiadająca drugi stopień kwalifikacji wg pn-en iso 9712. rys. 5. sposób oraz kolejność układania ściegów dla elementów ekranów, wężownic oraz komór fig. 5. the way and the order of stitching for the elements of screens, coil pipes and chambers 33przegląd spawalnictwa 4/2013 tablica ii. zakres badań złączy spawanych wg wudt/uc/2003 [3] table ii. the range of tests of welded joint, according to wudt/ uc/2003 [3] złącze zakres badań, % uwagi vt rt ut pt mt doczołowe rur ekranowych i wężownic 100 10 dla zb = 0,85 doczołowe rur o grubości ścianki > 15 mm 100 1001) dla zb = 0,85 doczołowe rur o grubości ścianki < 15 mm 100 101) dla zb = 0,85 złącza kątowe z pełnym przetopem 100 102) dla zb = 0,85 1) – lub rt, 2) – lub mt tablica iii. badania nieniszczące. stosowane metody i techniki badawcze. kryteria oceny wyników badań [3] table iii. non-destructive testing. used testing methods and techniques. criteria of results assessment. [3] metoda badania technika badania kryteria oceny vt pn-en iso 17637 pn-en 5817 rt pn-en 1435 „b” pn-en iso 112517-1 ut pn-en iso 17640 „b” pn-en iso 11666 pt pn-en 571-1 (pn-en iso 3452-1) pn-en iso 23277 mt pn-en iso 17638 pn-en iso 23278 podsumowanie sposób prefabrykacji elementów ciśnieniowych kotłów energetycznych wymaga uznania przez jednostkę notyfikowaną technologii wszystkich etapów produkcji obejmujących procesy: gięcia, spawania oraz kontroli jakości. elementy kotłów pracują pod ciśnieniem, muszą więc być poddawane wysokim wymaganiom odbiorowym, a kontrola jakości produkcji musi być prowadzona na każdym etapie preliteratura [1] tasak e.: problemy spawania nowoczesnych stali bainitycznych i martenzytycznych i ich obróbka cieplna. referat na seminarium naukowo-technicznym pt. zagadnienia technologiczno-materiałowe w procesie napraw i modernizacji urządzeń energetycznych podlegających dozorowi technicznemu. udt o/kraków 18.06.2009. [2] wudt/uc/2003 urządzenia ciśnieniowe, warunki urzędu dozoru technicznego, warszawa, wyd. ii, 2005. [3] pn-en 10216-2: 2009 rury stalowe bez szwu do zastosowań ciśnieniowych. warunki techniczne dostawy. część 2: rury ze stali niestopowych i stopowych z określonymi właściwościami w temperaturze podwyższonej. [4] pn-en 10095: 2002 stale i stopy niklu żaroodporne. [5] en 12070 – 1999 materiały dodatkowe do spawania. druty elektrodowe, druty i pręty do spawania łukowego stali odpornych na pełzanie. klasyfikacja. fabrykacji. kotły rusztowe eksploatowane w celach ciepłowniczych będą w polsce jeszcze przez dłuższy czas odgrywały ważną rolę. decydują o tym w dużej mierze względy ekonomiczne wynikające przede wszystkim z kosztów paliwa jakim są opalane, tj. węgla kamiennego, który w założeniach polityki energetycznej naszego kraju jeszcze przez wiele lat będzie stanowił znaczącą pozycję. [6] pn–en 29692 spawanie łukowe elektrodami otulonymi, spawanie łukowe w osłonach gazowych i spawanie gazowe. przygotowanie brzegów do spawania stali. [7] en 15614-1: 2008 specyfikacja i kwalifikowanie technologii spawania metali. badania technologii spawania. część 1: spawanie łukowe i gazowe stali oraz spawanie łukowe niklu i stopów niklu. [8] pn-en 287-1:2011 egzamin kwalifikacyjny spawaczy. spawanie. część 1: stale. [9] sobieszczański j.: spajanie. oficyna wyd. politechniki warszawskiej, warszawa 2004. [10] pn-en iso 9712 badania nieniszczące. kwalifikacja i certyfikacja personelu badań nieniszczących. zasady ogólne. w następnym numerze jacek słania, grzegorz raczyński zgrzewanie gazociągu średniego ciśnienia z rur polietylenowych jacek słania, andrzej kostańczyk uszkodzenia komór i kolektorów kotłów parowych – badania diagnostyczne 201603_pspaw.pdf 32 przegląd  spawalnictwa vol. 88 3/2016 analiza porównawcza struktur geometrycznych   powierzchni (sgp) po procesie kulowania stali 42crmo4  ze strukturą odniesienia żelaza armco  comparative analysis of the surface texture of alloy steel 42crmo4 and the armco pure iron subjected to the shot peening process dr inż. robert piekarski, dr hab. inż. józef zawora – instytut technik wytwarzania, politechnika warszawska. autor korespondencyjny/corresponding author: rpie@meil.pw.edu.pl streszczenie w artykule podano metodę porównywania struktur geometrycznych powierzchni sgp stali ze strukturą odniesienia żelaza armco na przykładzie procesu kulowania. opracowanie wykonano na przykładzie porównania sgp stali 42crmo4, z żelazem armco uzyskanych w takich samych warunkach obróbki. słowa kluczowe: metoda porównawcza; żelazo armko; chropowatość powierzchni; proces kulowania abstract in this paper, a method was presented for comparing the surface texture of material obtained in the shot peening process with the reference texture of the armco pure iron. the comparative investigation was carried out for the surface of the alloy steel 42crmo4 and the armco pure iron, while both materials had been treated the same way. keywords: comparative method; armco pure iron; surface roughness; shot peening process wstęp metoda porównywania struktur geometrycznych powierzchni sgp stali ze strukturą odniesienia żelaza armco polega na wykonaniu badań porównywanych materiałów w takich samych warunkach. badania doświadczane wykonuje się dla dwóch gatunków materiałów, tj. materiału modelowego, którym jest żelazo armco oraz stali, której określone parametry struktury geometrycznej należy porównać. przykład takiego porównania przeprowadzono dla stali 42crmo4. materiał modelowy jest materiałem odniesienia. w celu określenia wartości zmian parametrów struktury geometrycznej powierzchni dla określonego procesu obróbki, należy zbudować doświadczalny model matematyczny danego procesu dla obu porównywanych struktur. badania doświadczalne wykonuje się najczęściej wykorzystując technikę planowania eksperymentów. uzasadnieniem takiego wyboru jest zwykle złożoność zjawisk fizycznych w danym procesie [1]. w eksperymencie zastosowano próbki o grubości 2 mm. do badan zastosowano trójpoziomowy plan eksperymentu dla dwóch zmiennych niezależnych typu 23 [2,3]. wybrano następujące zmienne niezależne (wejściowe): l [mm] – odległość dyszy od powierzchni kulowanej, t [s] – czas trwania obróbki. zakresy zmienności zmiennych niezależnych ustalono na podstawie badań wstępnych w następujących granicach: robert piekarski, józef zawora l ▲<150 – 250> mm, t ▲ <30 – 50> s. układ wartości zmiennych niezależnych zastosowanych w doświadczeniach zgodnie z wymaganiami planu eksperymentu przedstawiono w tablicy i. jako zmienne zależne (parametry użytkowe) badano następujące wielkości struktury geometrycznej powierzchni (sgp): ra [μm] – średnie arytmetyczne odchylenie profilu chropowatości od linii średniej, rq [mm] – średnie kwadratowe odchylenie profilu chropowatości od linii średniej, rz [mm] – dziesięciopunktową wysokość wierzchołków chropowatości (wg din) [9], rt [mm] – największą wysokość nierówności profilu na odcinku pomiarowym, sm [mm] – średni odstęp chropowatości mierzony na linii średniej. badanie procesu umacniającego warstwę wierzchnią poprzez zastosowanie obróbki powierzchniowej kulowaniem pneumatycznym jest poszukiwaniem metod doskonalenia konstytuowania własności warstwy wierzchniej części maszyn w zależności od wymagań technicznych. proces ten należy do technologii specjalnych, wykończeniowych, d ed e 33przegląd  spawalnictwavol. 88 3/2016 w których własności użytkowe obrabianych powierzchni są kształtowane przez zjawiska fizyczne zachodzące podczas obróbki zgniotem. główne cele stosowania kulowania pneumatycznego mogą być następujące: – umocnienie przeciwzmęczeniowe przez zgniot, – wytworzenie struktury punktowej w celu rozwinięcia powierzchni pod powłoki lakierowane, rysunek 1 [4], – wytworzenie struktury bezkierunkowej (punktowej) rozpraszającej światło, która jest stosowane w elementach przyrządów pomiarowych oraz elementach narzędzi chirurgicznych, – umocnienie przeciwzmęczeniowe przez zgniot przy jednoczesnym rozwinięciu powierzchni, – umocnienie przeciwzmęczeniowe przez zgniot oraz wytworzenie struktury rozpraszającej światło. ze względu na koszty i ograniczenia stanowiska badawczego badania wykonano przy stałej wielkości kulek staliwnych o średnicy φ = 0,3 mm i stałym ciśnieniu zasilania p = 0,6 mpa. eksperyment powtórzono trzykrotnie w celu zwiększenia dokładności. rys. 1.  przykład struktury geometrycznej rozwiniętej powierzchni po kulowaniu pneumatycznym fig. 1. an example of the texture for the stretched surface obtained in the shot peening process lp. l[mm] t[s] l[mm] t[s] y 1 -1 -1 150 30 y 2 0 -1 200 30 y 3 +1 -1 250 30 y 4 -1 0 150 40 y 5 0 0 200 40 y 6 -1 0 150 40 y 7 0 +1 200 50 y 8 -1 +1 150 50 y 9 +1 +1 250 50 y tablica i. plan eksperymentu z kodowanym i rzeczywistym układem wartości zmiennych niezależnych, yi,j – zmienne zależne (wejściowe), gdzie: i = ra, rq, rz(din), rt, sm, j=1,2,3, ...,n (n = 9 – liczbadoświadczeń) table i. the experimental design using the coded and natural systemof independent variables, yi,j – the dependent (output) variables: i = ra, rq, rz(din), rt, sm, j=1,2,3, ...,n (n = 9 – number of the experiments) model matematyczny struktury   geometrycznej powierzchni żelaza   armco i stali 42crmo4 wykorzystując standardowy program krokowej regresji wielokrotnej wyznaczono doświadczalne modele matematyczne dla wybranych parametrów struktur geometrycznych żelaza armco i stali 42crmo4 wg [2,3]. istotność równań regresji była testowana testem fischera snedecora, natomiast istotność poszczególnych współczynników regresji testem t – studenta. w obu przypadkach testy wykonano na poziomie istotności α = 0,05. doświadczalny model matematyczny procesu kulowania dla wybranych parametrów sgp żelaza armco podano poniżej: ra = 19,45 – 0,0158·l – 0,433·t + 0,0001·l2+ 0,0063·t2 – 0,0004·l·t rq = 21,227– 0,5105·t + 0,00011·l2 + 0,00856·t2 – 0,00089 l t rt = 132,308 – 0,88366·l + 0,00328·l2 + 0,02661·t2 – 0,00988·l·t rz (wg din) = 39,188 – 3,42222·t + 0,00172·t 2 sm = 583,527 + 0,00007·l2 + 0,2756·t2 – 0,03671l·t model matematyczny stali 42crmo4 jest następujący: ra = 26,455 – 0,0735·l – 0,534·t + 0,00018·l2 + 0,00622·t2 rq = 37,35417 – 0.118875·l – 0.74722·t + 0.0002925·l2 + 0.008722·t2 rt = 548.139 – 2,603·l – 11,68·t + 0,00535·l2 + 0,11722·t2 + 0,00933·l·t rz (wg din) = 109,94 – 3,42·t + 0,043·t2 – 0,0005·l·t sm = 1063,36 – 37,072·t – 0,00049·l2 + 0,436·t2 analiza porównawcza własności   użytkowych warstwy   wierzchniej stali 42crmo4 modele doświadczalne wykorzystano do analizy porównawczej własności użytkowych dotyczących struktury geometrycznej powierzchni (sgp) procesu kulowania stali 42crmo4 z własnościami użytkowymi żelaza armco, tj. materiału odniesienia. porównania dokonano dla tych samych warunków obróbki kulowaniem, na tym samym stanowisku badawczym. wyniki porównania badanych wielkości procesu w postaci różnic uzyskanych wartości wielkości wyjściowych przedstawiono na wykresach przestrzennych. porównanie wykonano w całej przestrzeni pomiarowej eksperymentu. wyniki porównania badanych wielkości procesu w postaci różnic δyi uzyskanych wartości wielkości wyjściowych przedstawiono na wykresach przestrzennych. różnice δyi dla wszystkich wielkości wyjściowych procesu obliczano dla wszystkich kombinacji parametrów wejściowych l i t następująco: δyi, = yi, (42crmo4) - yi, (armco) gdzie: i = ra, rq, rz(din), rt, sm przebiegi określonych parametrów struktury geometrycznej powierzchni w zależności od odległości dyszy od powierzchni kulowanej l [mm] oraz czasu obróbki t [s] w całym zakresie rys. 2. zmiana parametru chropowatości ra na powierzchni żelaza armco w funkcji odległości dyszy od powierzchni oraz czasu obróbki – t fig.  2. variation of the ra parameter for the surface roughness of the armco pure iron vs the nozzle distance from the surface – l and the machining time – t subjected to shot peening 34 przegląd  spawalnictwa vol. 88 3/2016 pomiarowym dla żelaza armco (rys. 2) i stali 42crmo4 (rys. 3) podano na wykresach przestrzennych. różnicę wartości parametru ra dla stali 42crmo4 i żelaza armco podano na rysunek 4. pozostałe różnice zmian wartości następujących istotnych wielkości struktury geometrycznej procesu w zależności od parametrów wejściowych przedstawiono na rysunkach w następującej kolejności: δrq (rys. 5) – różnice parametrów średniego kwadratowego odchylenia profilu od linii średniej profilu chropowatości pomiędzy badaną stalą i żelazem armco, δrz (wg din) – (rys. 6) różnice parametrów rz, δrt – (rys. 7) różnice parametrów rt, δsm – (rys. 8) – różnice parametrów sm. rys. 3.  zmiana parametru chropowatości ra na powierzchni stali 42crmo4 w funkcji odległości dyszy od powierzchni kulowanej – l i czasu obróbki – t fig.  3. variation of the ra parameter for the surface roughness of the alloy steel 42crmo4 vs the nozzle distance from the surface l and the machining time – t subjected to shot peening rys. 5.  różnice δrq parametru chropowatości rq stali 42crmo4 w porównaniu do żelaza armko po kulowaniu w takich samych warunkach obróbki fig.  5. the difference δrq in the rq parameter for the surface roughness of the alloy steel 42crmo4 and armco pure iron after the shot peening process carried out the same way rys. 4.  różnice δra parametru chropowatości ra stali 42crmo4 w porównaniu do żelaza armko po kulowaniu w takich samych warunkach obróbki fig. 4. the difference δra in the ra parameter for the surface roughness of the alloy steel 42crmo4 and armco pure iron after the shot peening process carried out the same way rys. 6.  różnice δrz(din) parametru chropowatości rz(din) stali 42crmo4 w porównaniu do żelaza armko po kulowaniu w takich samych warunkach obróbki fig. 6. the difference δrz (din standard) in the rz (din) parameter for the surface roughness of the alloy steel 42crmo4 and armco pure iron after the shot peening process carried out the same way rys.  7.  różnice δrt parametru chropowatości rt stali 42crmo4 w porównaniu do żelaza armko po kulowaniu w takich samych warunkach obróbki fig. 7. the difference δrt in the rt parameter for the surface roughness of the alloy steel 42crmo4 and armco pure iron after the shot peening process carried out the same way rys. 8. różnice δsm parametru chropowatości sm w porównaniu do żelaza armko po kulowaniu w takich samych warunkach obróbki fig.  8. the difference δsm in the sm parameter for the surface roughness of the alloy steel 42crmo4 and armco pure iron after the shot peening process carried out the same way doświadczalne modele matematyczne były podstawą do przeprowadzenia optymalizacji jedno i wielokryterialnej (polioptymalizacji) badanych parametrów struktury geometrycznej powierzchni po obróbce kulowaniem. optymalizację jednokryterialną przeprowadzono dla wszystkich podstawowych parametrów chropowatości powierzchni obu procesów kulowania badanych materiałów. natomiast optymalizację wielokryterialną przeprowadzono dla stali 42crmo4 dla trzech przykładowych zestawów wielkości wyjściowych dla których określono kryteria jednostkowe. w każdym zestawie zadano odmienne wymagania odnośnie wymagań dla poszczególnych kryteriów cząstkowych. obliczenia przeprowadzono dla następujących wariantów: 35przegląd  spawalnictwavol. 88 3/2016 1. (ra, sm)max, (rq, rz,rt,)min – wi = 1, (i = 1, 2, ..., 5) 2. (ra, rq)max, (rz,rt, sm)min – wi = 1, (i = 1, 2, ..., 5) 3. (ra, rq)max, (rz, rt, sm)min – w(rz, sm) = 2,w(ra, rq, rt) = 1 do obu rodzajów optymalizacji zastosowano metodę systematycznego przeszukiwania [6÷9]. w optymalizacji wielokryterialnej uwzględniono możliwość zastosowania wag dla poszczególnych kryteriów cząstkowych reprezentujących określone wielkości użytkowe. wyniki optymalizacji jednokryterialnej podano w tablicach ii i iii. w celu wyznaczenia optymalnych parametrów procesu kulowania dla wielu zmiennych użytkowych zastosowano wielokryterialną optymalizację korelacyjno wagową wykorzystując pojęcie bezwymiarowej oceny wielkości opt, opisanej zależnością: gdzie: wi – waga każdego z poszczególnych kryteriów cząstkowych (i = 1, 2, ... n) α – współczynnik: α = +1 dla wielkości maksymalizowanej, α = -1 dla wielkości minimalizowanej, przy czym ymin,i w liczniku należy zastąpić wielkością ymax,i ymax,i (ymin,i) – maksymalna i minimalna wartość optymalizowanego parametru yi – aktualna wartość parametru użytkowego n – liczba optymalizowanych parametrów (wielkości użytkowych) wartość globalnej oceny opt może zmieniać się w granicach: poszukiwany optymalny zbiór parametrów obróbki: l, tprzy określonym wariancie realizacji celów jednostkowych, to taki, przy którym wyrażenie opt osiąga wartość maksymalną (tablica iv – wartości optymalne dla poszczególnych wariantów wymagań cząstkowych w optymalizacji wielokryterialnej: zbiory <l, t> optymalne parametry procesu, zbiory optymalne wartości wielkości użytkowych i odpowiadające im parametry obróbki lp. wartości maksymalne l [mm] t [s] 1 ra = 11,027 mm 249,0 30,0 2 rq = 13,786 μm 249,0 30,0 3 rz = 41,998 150,0 49,8 4 rt = 65,730 μm 249,0 30,0 5 sm=328,989 μm 249,0 30,0 lp. wartości minimalne l [mm] t [s] 1 ra = 9,639 mm 169,0 39,2 2 rq = 11,590 μm 153,0 37,8 3 rz = 36,516 249,0 30,0 4 rt = 49,651 μm 187,0 34,8 5 sm = 261,815 μm 198,0 41,4 tablica ii. wartości parametrów użytkowych żelaza armco uzyskanych w optymalizacji jednokryterialnej table ii. performance parameters for the armco pure iron obtained in the single criterion optimization process (ra, rq, rz(din), rt, sm) – wartości optymalne parametrów struktury geometrycznej możliwe do uzyskania). zbiór parametrów nieoptymalnych – najgorszych to taki przy którym wartość wyrażenia opt jest możliwie najmniejsza, a więc wymagania ustalone dla kryteriów cząstkowych mogą być spełnione w możliwie najmniejszym stopniu. optymalne wartości wielkości użytkowych i odpowiadające im parametry obróbki lp. wartości maksymalne l [mm] t [s] 1 ra = 9,045 mm 150,0 30,0 2 rq = 16,706 mm 150,0 30,0 3 rz = 43,530 150,0 30,0 4 rt = 75,178 mm 150,0 30,0 5 sm = 332,109 mm 150,0 30,0 lp. wartości minimalne l [mm] t [s] 1 ra = 7,472 μm 204,0 43,0 2 rq = 9,420 mm 249,0 39,4 3 rz = 36,433 249,0 41,4 4 rt = 35,821 mm 207,0 41,6 5 sm = 243,958 mm 249,0 42,6 tablica  iii. wartości optymalne parametrów użytkowych stali 42crmo4 uzyskanych w optymalizacji jednokryterialnej table iii. performance parameters for the alloy steel 42crmo4 obtained in the single criterion optimization process porównanie maksymalnych wartości parametrów struktury geometrycznej powierzchni stali 42crmo4 i żelaza armco po kulowaniu w tych samych warunkach obróbki przedstawiono na rysunku 9. natomiast porównanie minimalnych wartości przedstawiono na rysunku 10. rys. 9. porównanie wartości maksymalnych struktury geometrycznej powierzchni (sgp) stali 42crmo4 i żelaza armco fig.  9. comparing maximum values of the parameters featuring the surface texture for the alloy steel 42crmo4 and armco pure iron rys. 10. porównanie wartości minimalnych struktury geometrycznej powierzchni (sgp) stali 42crmo4 i żelaza armco fig. 10. comparing minimum values of the parameters featuring the surface texture for the alloy steel 42crmo4 and armco pure iron 36 przegląd  spawalnictwa vol. 88 3/2016 parametr wariant 1 (42crmo4) wariant 2 (42crmo4) wariant 3 (42crmo4) wartości optymalne l, mm 150 249 150 t, s 30,0 30,0 30,0 ra, μm 9,045 8,879 9,045 rq, μm 11,537 11,323 11,537 rz, μm 43,530 42,045 43,530 rt, μm 75,164 56,475 75,164 sm, μm 332,115 312,651 328,989 wartości nieoptymalne – najgorsze l, mm 203 199 198 t, s 44,0 49,8 47,2 ra, μm 7,479 7,768 7,591 rq, μm 9,284 9,701 9,4476 rz, μm 37,723 40,659 39,050 rt, μm 36,582 43,561 39,572 sm, μm 255,125 277,861 264,596 tablica iv. wyniki optymalizacji wielokryterialnej dla stali 42crmo4 uzyskanych w optymalizacji wielokryterialnej dla następujących wariantów: 1. (ra, sm)max, (rq, rz, rt,)min, wi = 1, 2. (ra, rq)max, (rz, rt, sm)min, wi = 1, 3. (ra, sm)max, (ra, rz, rt)min, wagi: w (rz, sm) = 2, w(ra, rq, rt) = 1 table  iv. multi-criterion optimization process results for the alloy steel 42crmo4, obtained for the following parameter combination: 1. (ra, sm)max, (rq, rz, rt,)min, wi = 1, 2. (ra, rq)max, (rz, rt, sm)min, wi = 1, 3. (ra, sm)max, (ra, rz, rt)min, wagi: w (rz, sm) = 2, w(ra, rq, rt) = 1 z uwagi na możliwość przedstawienia porównywalnychwielkości na jednym rysunku, za pomocą jednej skali wartości, odległość między wierzchołkami chropowatości sm przedstawiono w pomniejszeniu pięciokrotnym x 0,2. większa twardość stali powoduje większe umocnienie warstwy wierzchniej, a więc umożliwia uzyskanie mniejszej chropowatości powierzchni. rys. 11. porównanie parametrów sgp po kulowaniu stali 42crmo4 optymalizowanych wielokryterialnie wg warunków przyjętych w wariancie 1, 2 i 3 z maksymalnymi parametrami i żelaza armco fig. 11. comparing texture parameters of the surface after the shot peeing for the armco pure iron and the alloy steel 42crmo4, subjected to multi-criterion optimization process according to the combinations 1, 2 and 3., assuming maximum parameter values rys. 12. porównanie parametrów sgp po kulowaniu stali 42crmo4 optymalizowanych wielokryterialnie wg warunków przyjętych w wariancie 1, 2 i 3 z minimalnymi parametrami i żelaza armco fig. 12. comparing texture parameters of the surface after the shot peeing for the armco pure iron and the alloy steel 42crmo4, subjected to multi-criterion optimization process according to the combinations 1., 2 and 3., assuming minimum parameter values wyniki obliczeń optymalizacji wielokryterialnej dla nadrzędnych kryteriów optymalizacji przyjętych w wariantach: 1, 2 i 3 dla określonych kryteriów cząstkowych przedstawiono w tablicy vi. na podstawie wyników obliczeń wg programu optymalizacji wielokryterialnej dla trzech wariantów przyjętych kryteriów cząstkowych wykonano graficzne porównanie optymalnych wartości określonych parametrów struktury geometrycznej powierzchni procesu z wartościami maksymalnymi i minimalnymi możliwymi do uzyskania dla żelaza armco. wyniki przedstawiono na rysunkach 11 i 12. wnioski struktura geometryczna powierzchni ma zasadnicze znaczenie na własności użytkowe i eksploatacyjne powierzchni części maszyn, a mianowicie: – warunki techniczne dotyczące wymagań odnośnie struktury geometrycznej powierzchni określone przez konstruktora zależą od warunków pracy części. – parametry struktury geometrycznej powierzchni są związane z własnościami użytkowymi struktury warstwy wierzchniej procesu kulowania pneumatycznego zależnymi od parametrów procesu. – optymalne wartości wielkości użytkowych warstwy wierzchniej charakteryzujących zgniot oraz sgp leżą na ogół w różnych punktach przestrzeni parametrów wejściowych procesu. – powyższy fakt oznacza, że w optymalizacji wielokryterialnej nie można znaleźć takich parametrów optymalnych, które odpowiadałyby wartościom maksymalnym możliwym do uzyskania w optymalizacji jednokryterialnej. – koniecznym jest przyjęcie kompromisu, w którym parametry maksymalizowane będą możliwie największe, natomiast parametry minimalizowane możliwie najmniejsze. – porównanie maksymalnych i minimalnych wartości parametrów sgp stali 42crmo4 z żelazem armco uzyskanych w procesie optymalizacji jednokryterialnej różnią się w zakresie od kilku do kilkunastu procent i są większe dla wartości maksymalnych, wyjątkiem parametru ra. natomiast dla wartości minimalnych są mniejsze w tym samym zakresie. 37przegląd  spawalnictwavol. 88 3/2016 – porównanie maksymalnych i minimalnych wartości parametrów sgp stali 42crmo4 z żelazem armco uzyskanych w procesie optymalizacji wielokryterialnej różnią się w zakresie od kilku do prawie 20% w zależności od przyjętego wariantu optymalizacji. natomiast następuje większe zróżnicowanie znaków przyrostów poszczególnych parametrów, zarówno dla parametrów maksymalizowanych, jak i minimalizowanych. podsumowanie uzyskane w procesie kulowania parametry sgp są związane prawami fizycznymi ze sobą oraz z własnościami użytkowymi warstwy wierzchniej umocnionej przez zgniot [10]. optymalizacja wielokryterialna umożliwia uzyskanie rozsądnego kompromisu pomiędzy wartościami optymalizowanych kryteriów cząstkowych zgodnie z wymaganiami warunków technicznych, które zapewniają możliwie najlepszą współpracę części. literatura [1] przybylski w.: podstawy obróbki nagniataniem, wnt, warszawa 1987. [2] polański z.: planowanie doświadczeń w technice, pwn, warszawa 1984. [3] mańczak k.: technika planowania eksperymentu, wnt, warszawa 1976. [4] humienny z., osanna p. h., weckenmann a., blunt l., jakubiec w.: specyfikacje geometrii wyrobów (gps), wnt, warszawa 2004. [5] pn-en iso 11124-3:2000. przygotowanie podłoży stalowych przed nakładaniem farb i podobnych produktów. wymagania techniczne dotyczące metalowych ścierniw stosowanych w obróbce strumieniowo-ściernej. kulisty i ostrokątny śrut z wysokowęglowego staliwa. [6] pogorzelski w.: teoria systemów i metody optymalizacji, owpw, warszawa 1996. [7] pogorzelski w.: metoda wagowo-korelacyjna określania użyteczności kompromisowej wytworów przy wielu kryteriach, zeszyty naukowe wsi koszalin, 1986, nr 8, część ii, seria wm, s. 252-268. [8] stadnicki j.: teoria i praktyka rozwiązywania zadań optymalizacji z przykładami zastosowań technicznych, wnt, warszawa 2006. [9] tarnowski w.: modelowanie systemów, wydawnictwo uczelniane politechniki koszalińskiej, koszalin 2004. [10] piekarski r., zawora j., analiza porównawcza własności użytkowych warstwy wierzchniej stali 42crmo4 po procesie kulowania z własnościami odniesienia żelaza armco, mechanik nr 1/2016. ps 12 2015 www 71przegląd spawalnictwa vol. 87  12/2015 wykorzystanie tomografii ultradźwiękowej i mes do określenie nośności elementu betonowego ultrasonic tomography and fem for evaluation of load capacity of concrete element dr hab. inż. krzysztof schabowicz, mgr inż. łukasz radzik – politechnika wrocławska, wydział budownictwa lądowego i wodnego. autor korespondencyjny/corresponding author: k.schabowicz@pwr.edu.pl streszczenie w artykule przedstawiono możliwość określenia nośności zamodelowanego elementu betonowego z imperfekcją materiałową w postaci strefy słabego betonu, o obniżonych parametrach materiałowych. wykonano badanie tomografem ultradźwiękowym na elemencie betonowym w celu dokładnego zlokalizowania słabej strefy betonu. na podstawie otrzymanych wyników wykonano symulację zniszczenia próbki w programie abaqus. pozwoliło to na dokładne określenie stopnia osłabienia konstrukcji. słowa kluczowe: beton, tomografia ultradźwiękowa, mes abstract the article presents possibility to determine the bearing capacity of the concrete element contains a zone of lower parameters of materials. examination was done on the concrete element using ultrasonic tomography in order to locate accurately the weakened zone. on the basis of the results failure simulation at abaqus program was performed. this allowed to accurate determination of the degree of weakening of the structure. keywords: concrete, ultrasonic tomography, fem wstęp metody nieniszczące są powszechnie używane w badaniach elementów betonowych, celem szybkiego diagnozowania różnego rodzaju imperfekcji materiałowych, np. stref słabego betonu. w ostatnich latach zauważono ich znaczący postęp, szczególnie w metodach akustycznych. tomografia ultradźwiękowa jest jedną z takich metod. jej główną zaletą jest możliwość badania obiektów dostępnych jednostronnie, dlatego z powodzeniem może być używana zarówno w warunkach laboratoryjnych, na budowie w trakcie realizacji inwestycji, oraz w przypadku badania istniejących konstrukcji [1], [2]. w artykule zaprezentowano badanie zamodelowanego elementu betonowego z imperfekcją materiałową w postaci słabej strefy betonu, przeprowadzone przy użyciu tomografu ultradźwiękowego. na podstawie informacji uzyskanych podczas badania tomografem ultradźwiękowym przeprowadzono symulację zniszczenia elementu betonowego w programie mes, celem porównania nośności elementu ze słabą strefą betonu (imperfekcją materiałową) i bez słabej strefy betonu (bez imperfekcji). krótki przegląd literaturowy w wielu pracach omówiono metodę tomografii ultradźwiękowej, jako przydatną w badaniach elementów betonowych takich jak płyty fundamentowe, konstrukcji o nierekrzysztof schabowicz, łukasz radzik gularnych kształtach, posadzki betonowe, słupy, powłoki, belki itp. [2,3]. metoda ta służy do detekcji różnego rodzaju imperfekcji materiałowych, zapewnia wysoką dokładność w mierzeniu grubości obiektu przy jednostronnym dostępie, a ponadto pozwala na ocenę stanu zbrojenia w elementach żelbetowych [4]. nadaje się także do badania słabych stref w elementach betonowych, które powstają na przykład w skutek niewłaściwego zagęszczania betonu w trakcie jego układania, czy też na skutek niewłaściwej jego pielęgnacji w trakcie dojrzewania [1÷4]. tomografia ultradźwiękowa – metoda działania opis teoretyczny tomografia ultradźwiękowa opiera się na propagacji fal sprężystych w badanym ośrodku. źródłem wzbudzenia jest zwykle antena wielogłowicowa (składająca się z kilkudziesięciu zintegrowanych przetworników głowic ultradźwiękowych), która jest stosowana zarówno do odbierania jak i przetwarzania sygnałów ultradźwiękowych. popularnym urządzeniem, wyposażonym w algorytm saft do sporządzania zobrazowań, jest tomograf ultradźwiękowy. wykorzystuje on automatyczne wykonanie wielu równoległych linii skanowania, które pozwalają zbudować trójwymiarowy obraz, a następnie można go oglądać w dwuwymiarowych przekrojach. urządzenie to stanowi antena 72 przegląd spawalnictwa vol. 87 12/2015 z zintegrowanym komputerem, która składa się z 48 przetworników (12 bloków, każdy po 4 przetworniki), wyświetlacz oraz przyciski kontrolujące działanie urządzenia. każdy z przetworników wysyła fale poprzeczne o niskiej częstotliwości, charakteryzuje się dobrym kontaktem z badaną powierzchnią dzięki technologii dpc (dry point contact) oraz niezależnemu sprężynowemu zamocowaniu przetworników. w opisanych badaniach użyto tomograf ultradźwiękowy, który pokazano na rysunku 1. b)a) rys. 1. a) widok tomografu ultradźwiękowego od góry i od dołu b) schemat pracy tomografu fig. 1. a) view of ultrasonic tomograph, b) method of ultrasonic tomograph operation zgodnie z informacją producenta wspomniany tomograf może wysyłać fale poprzeczne o częstotliwościach od 50 do 200 khz [4]. w przedmiotowych badaniach wykorzystano fale poprzeczne o częstotliwości 55 khz. maksymalna głębokość zasięgu badania to 2500 mm. opis badanego elementu betonowego przedmiotem badania był zamodelowany ze strefą słabego betonu element betonowy o wymiarach 1000 x 1000 x 500 mm, wykonany z betonu c45/50 na kruszywie do 8 mm. badania miało na celu lokalizację słabej strefy betonu w elemencie betonowym. w wyniku wstępnych oględzin nie stwierdzono żadnych ubytków i rys na powierzchni badanego elementu betonowego. naniesiono siatkę pomiarową na górnej i przedniej powierzchni elementu betonowego; o wymiarze 100 x 100 mm. element betonowy z naniesioną siatką i schemat z naniesioną siatką pomiarową przedstawiono na rysunku 2. rys. 2. widok badanego elementu betonowego: a) z siatką pomiarową, b) schemat z naniesioną siatka pomiarową fig. 2. a) view of concrete specimen b) draft and dimensions kolejność badań badania elementu betonowego tomografem ultradźwiękowym rozpoczęto od przeskanowania jego górnej powierzchni. kolejność badania przedstawiono na rysunku 3. krok (przesunięcie) tomografu wynosił 100 mm w jednym i drugim kierunku badanego elementu. następnie tomograf ultradźwiękowy obrócony został o 90° stopni tak, aby ponownie zeskanować całą powierzchnię, celem uzyskania dla porównania dodatkowych rezultatów do analizy. analogicznie została przebadana powierzchnia boczna elementu betonowego. rezultaty badań w wyniku badań elementu otrzymano zobrazowania tomograficzne, które przedstawiono na rysunku 4. na części z nich widoczne jest odbicie na głębokości około 500 mm (rysunek 4a), pozwalające na lokalizację dna elementu. na pozostałych zobrazowaniach odbicie takie nie jest widoczne. można zauważyć na nich jednak rozproszone odbicia w górnej i środkowej części zobrazowania tomograficznego, świadczące o występowaniu imperfekcji w obszarze skanowania. z otrzymanych zobrazowań wynika, że nie jest to wtrącenie ciągłe. są to zamodelowane strefy słabego betonu świadczące o nie zagęszczeniu betonu, którego skutkiem jest obniżenie wytrzymałości i modułu sprężystości betonu. strefę słabego betonu, występowania takiej imprefekcji materiałowej, przedstawiono na rysunku 5 w postaci zacienionego sześcianu. a) b) c) rys. 3. kolejność badania tomografem ultradźwiękowym: a) pozycja wyjściowa w lewym górnym rogu, b) ostatnia pozycja w rzędzie, c) pozycja wyjściowa w drugim rzędzie fig. 3. the sequence of testing a) a starting position in the upper left corner b) the last position in a row, c) the starting position in the second rows rys. 4. rezultaty badań zobrazowania: a) pozwalające na lokalizację dna elementu, b) na których podstawie zlokalizowane zostały strefy osłabionego betonu fig. 4. test results: a) scans with bottom localization, b) scans with weak material position a) b) rys. 5. strefa słabego betonu wraz z jej orientacyjnymi wymiarami (zacieniony sześcian) fig. 5. weakened area of the concrete with dimensions (shaded area) b)a) 73przegląd spawalnictwa vol. 87  12/2015 analiza mes w celu przeanalizowania jak duży wpływ na wytrzymałość całego elementu betonowego może mieć obecność strefy słabego betonu wykonana została analiza za pomocą programu wykorzystującego metodą elementów skończonych. obliczenia wykonane zostały w programie abaqus. analiza polegała na zamodelowaniu 2 elementów betonowych o wymiarach 1000 x 1000 x 500 mm o wytrzymałości betonu c45/50. materiał został odwzorowany poprzez nieliniowy model betonu „concrete damage plasticity” (cdp) dokładnie przedstawiony w pracach [5,6]. wybrane parametry materiału zostały zestawione w tabeli nr i. w jednym z modeli została wykonana strefa słabego betonu pokazana na rysunku 6a (obniżenie wytrzymałości o 40% wraz z obniżeniem modułu sprężystości o 14%). w celu zapewnienia jednorodnego przekazania obciążenia zamodelowana została dodatkowo płytka stalowa (rys. 6a). obciążenie zostało przyłożone do jej górnej powierzchni. na dolnej powierzchni modelu zablokowano swobodę przemieszczeń. w obliczeniach użyto elementów c3d8 o wymiarach oczka siatki 25 mm. parametry materiału c45/50 przyjęte parametry dla modelu materiału „concrete damage plasticity” β 38° sprężystość betonu m 1 e [gpa] 19,70 f = fb0 / fc 1,12 v 0,19 y 0,666 tablica i. parametry materiału cdp przyjęte w obliczeniach table i. the material parameters of cdp model used in calculations został wykonana analiza nieliniowa geometrycznie. w celu sprawdzenie nośności maksymalnej elementów betonowych analizę przeprowadzono do momentu braku przyrostu obciążenia, przy jednoczesnej znacznej deformacji świadczącej o „zniszczeniu modelu”. rys. 6. a) model elementu betonowego z podziałem na strefy (1 – strefa „dobrego” betonu, 2 – strefa słabego betonu obszar o obniżonej wytrzymałości betonu, 3 – stalowa płytka do przekazywania obciążenia), b) widok modelu z nałożoną siatką elementów skończonych (elementy c3d8) fig. 6. a) model of the concrete element divided into parts (1 an area without weak strength of concrete, 2 the area of reduced strength of the concrete, 3 steel plate to transfer load) b) view of the model overlaid with a grid of finite elements (elements c3d8) b)a) na rysunku nr 7 pokazano jak wygląda stan odkształcenia i naprężenia w przecięciu przez środek modeli w kroku obliczeniowym poprzedzającym ich zniszczenie (mapy te przedstawiają praktycznie stan odkształcenia i naprężenia w momencie zniszczenia elementu betonowego). na rysunku 7a widoczne jest nierównomierne rozłożenie zarówno przemieszczenia jak i naprężenia w elemencie. na rysunku 7b widać, że rozkład ten jest niemal symetryczny. maksymalne siły, jakie zdołały przenieść oba modele zestawiono w tabeli i. model bez strefy słabego betonu był w stanie „przenieść” 16% więcej obciążenia. na rysunku nr 8 umieszczony został wykres ścieżki krytycznej dla obu modeli. można z niego odczytać przemieszczenie górnej powierzchni modelu w zależności od przyłożonego obciążenia. widzimy na nim o ile model strefy słabego betonu mniej się deformuje przy jednakowym stopniu obciążenia. a) b) c) d) rys. 7. przecięcie przez modele elementu betonowego w kroku obliczeniowym poprzedzającym ich zniszczenie: a) mapa deformacji (z lewej) oraz mapa naprężeń (z prawej) modelu z zamodelowaną strefą słabego betonu, b) mapa deformacji (z lewej) oraz mapa naprężeń (z prawej) modelu bez strefy słabego betonu fig. 7. intersection by models sample in step calculation prior to their destruction a) deformation map (left) and a map of stresses (right) for sample with imperfection material, b) deformation map (left) and a map of stresses (right) for sample with no material imperfections model materiału oraz jego moduł sprężystości nośność elementu [kn] 1 (bez strefy słabego betonu) beton c45/50 e = 19,5 gpa 3620 2 (ze strefę słabego betonu) spadek wytrzymałości w części modelu o 40 % spadek modułu sprężystości o 14 % 3130 tablica ii. zestawienie wyników obliczeń table ii. summary of calculation results rys. 8. ścieżki krytyczne dla obu modeli fig. 8. critical paths for both models 74 przegląd spawalnictwa vol. 87 12/2015 podsumowanie dzięki przeprowadzonym badaniom metodą tomografii ultradźwiękowej zlokalizowano słabą strefę w elemencie betonowym. wystąpienie takiej strefy może być spowodowane niewystarczającym zagęszczeniem betonu lub jego nieodpowiednią pielęgnacją. możliwe było w miarę dokładne wskazanie zasięgu słabej strefy, która w omawianym przypadku miała wymiary 400 x 700 mm. za pomocą specjalistycznego oprogramowania mes zamodelowano element betonowy wraz ze słabą strefą betonu. pozwoliło to na oszacowanie nośności takiego elementu. taka informacja może posłużyć m.in. do oceny jego dalszej przydatności do użytkowania. literatura [1] j. hoła, k. schabowicz, „state-of-the-art non-destructive methods for diagnostic testing of building structures – anticipated development trends”, arch. civ. mech. eng., t. 10, nr 3, ss. 5–18, 2010. [2] v. k. kachanov, i. v. sokolov, d. v. timofeev, m. v. turkin, i e. v. shalimova, „detection of reflecting planes in ultrasonic tomography of concrete building structures”, russ. j. nondestruct. test., t. 46, nr 5, ss. 342–349, maj 2010. [3] k. schabowicz, „ultrasonic tomography – the latest nondestructive technique for testing concrete members – description, test methodology, application example”, arch. civ. mech. eng., t. 14, nr 2, ss. 295 –303, luty 2014. [4] a. o. de la haza, a. a. samokrutov, i p. a. samokrutov, „assessment of concrete structures using the mira and eyecon ultrasonic shear wave devices and the saft-c image reconstruction technique”, constr. build. mater., t. 38, ss. 1276–1291, stycze 2013. [5] s. v. chaudhari i m. a. chakrabarti, „modeling of concrete for nonlinear analysis using finite element code abaqus”, int. j. comput. appl., t. 44, nr 7, ss. 14–18, kwi. 2012. [6] t. jankowiak i t. łodygowski, „identification of parameters of concrete damage plasticity constitutive model”, found. civ. environ. eng., t. no. 6, ss. 53–69, 2005. ps 11 2017 art 37przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 diagnostyka złączy spawanych   pracujących w warunkach pełzania  diagnostics of welded joints working under creep conditions michał kwiecień – „energopomiar” sp. z o.o., dr hab. inż. adam zieliński – instytut metalurgii żelaza  autor korespondencyjny/corresponding author: mkwiecien@energopomiar.com.pl streszczenie w referacie przedstawiono wyniki badań nieniszczących oraz niszczących złącza spawanego rurociągu parowego pracującego w warunkach pełzania. opisano sposób podejścia do oceny stanu technicznego materiału złączy spawanych rurociągów wysokoprężnych pary pracujących powyżej obliczeniowego czasu pracy oraz metodykę oceny wyników badań. przedstawiono wyniki badań niszczących złącza spawanego usuniętego z instalacji na podstawie negatywnych wyników badań nieniszczących. analizy te obejmowały badania metalograficzne wykonane na mikroskopie skaningowym, badania własności mechanicznych oraz skrócone próby pełzania. zwrócono uwagę na wpływ jakości wykonania złączy spawanych na bezpieczeństwo eksploatacji urządzeń energetycznych. słowa kluczowe: pełzanie; diagnostka abstract the paper presents the results of non-destructive and destructive testing of the welded joint of the steam pipeline working under creep conditions. the purpose of this study is to describe the approach to assessment of technical condition of material of welded joints of hp steam pipelines in operation beyond the design work time and to define the methodology for assessing test results. the paper provides the results of destructive testing of the welded joint removed from the installation due to the negative results of nondestrutive testing. the analysis comprises metallographic examination by means of a scanning electron microscope, the evaluation of mechanical properties and abridged creep tests. particular attention is paid to the influence of quality of welded joints on operational safety of power equipment. keywords: creeping; diagnostics wstęp spawanie to podstawowa metoda łączenia elementów kotłów i rurociągów wysokoprężnych pary stosowanych w energetyce. złącza spawane, jako jedne ze składowych części urządzeń wytwarzających parę, poddawane są obciążeniom związanym z ciśnieniem i temperaturą czynnika roboczego czy powstającymi momentami skręcającymi i zginającymi. oddziałujące długotrwale na materiał danego elementu obciążenia są przyczyną spadku jego właściwości mechanicznych i skracają czas bezpiecznej eksploatacji [1÷11]. dotyczy to przede wszystkim elementów pracujących powyżej temperatury granicznej, gdzie zachodzi proces ciągłego, powolnego odkształcenia plastycznego przy naprężeniach niższych od granicy plastyczności [2,3]. możliwości eksploatacyjne złączy spawanych pracujących w warunkach pełzania uzależnione są również od jakości ich wykonania. w warunkach przemysłowych wykonanie złącza spawanego o wysokiej klasie jakości wymaga wysokiej kultury technicznej personelu oraz stosowania odpowiednio dobranych materiałów dodatkowych. końcowa weryfikacja, która pozwala dopuścić dane złącze spawane do eksploatacji, wymaga michał kwiecień, adam zieliński przeglad welding technology review doboru odpowiedniego programu badań diagnostycznych, aby ocenić rzeczywisty stan techniczny złącza. opiera się ona głównie na badaniach nieniszczących oraz – tam, gdzie wymaga tego sytuacja – na badaniach niszczących [7÷11]. badania nieniszczące zachowanie bezpiecznej eksploatacji urządzeń energetycznych wymaga wykonywania okresowych badań, które mają na celu uzyskanie informacji na temat ich rzeczywistego stanu technicznego. zdobyte informacje pozwalają na określenie możliwości dalszej pracy badanych elementów. w przy padku złączy spawanych pracujących w warunkach pełzania jest to szczególnie istotne, ponieważ ich możliwości eksploatacyjne są często nawet o połowę mniejsze niż elementów łączonych. przy zastosowaniu odpowiedniego programu badań nieniszczących, opartego na wieloletnich doświadczeniach, oraz wytycznych udt można zagwarantować odpowiednie bezpieczeństwo eksploatacji takich złączy, doi:.http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v89i11 .832 38 przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 a także określić konieczne do wykonania naprawy oraz prace zapobiegawcze. program diagnostyczny może obejmować następujące rodzaje badań: – badania wizualne powierzchni zewnętrznych złączy spawanych oraz powierzchni wewnętrznych, – badania magnetyczno-proszkowe oraz penetracyjne, które umożliwiają wykrycie uszkodzeń powierzchniowych, – badania objętościowe ultradźwiękowe lub radiograficzne umożliwiające wykrycie wad wewnętrznych, – badania metalograficzne metodą replik, za pomocą których dokonuje się oceny stanu technicznego materiału oraz jego stopnień wyczerpania (określenie przydatności do dalszej eksploatacji). w przypadku rurociągów istotnym elementem oceny jest stan techniczny systemu zamocowań. zachowanie po prawnej pracy systemu związane jest z prowadzeniem regularnych przeglądów oraz wykonywania na bieżąco konie cznych napraw. brak takich działań może prowadzić do lokalnego wzrostu poziomu naprężeń w materiale, co sprzyja przyspieszonemu zużyciu. na rysunkach 1÷4 przedstawiono przykłady wad złączy spawanych wykrytych podczas badań nieniszczących. diagnostyka złączy spawanych nie sprowadza się jedynie do wykonania samych badań. obejmuje ona również ocenę rzeczywistego stanu technicznego złączy i określenie perspektywy dalszej bezpiecznej ich eksploatacji. główne znaczenie mają tutaj badania metalograficzne z wykorzystaniem mikroskopu skaningowego pozwalające oszacować rys. 1.  badania wizualne za pomocą wideoendoskopu. fragment spoiny obwodowej. punktowy brak przetopu [1] fig. 1. visual inspection with the use of video endoscope. fragment of the circumferential weld. spot missing joint penetration [1] rys. 2.  badania wizualne za pomocą wideoendoskopu. fragment spoiny obwodowej. wklęsłość grani spoiny i podtopienia [1] fig.  2. visual inspection with the use of video endoscope. fragment of the circumferential weld. concavity of the weld root and its shrinkage [1] rys. 3. badania magnetyczno-proszkowe. pęknięcie na spoinie pachwinowej króćca odwodnienia [1] fig. 3. magnetic particle tests. cracking on the fillet weld of the drain nozzle [1] rys. 4. badania magnetyczno-proszkowe. pęknięcie w miejscu wykonania wcześniejszej naprawy [1] fig. 4. magnetic particle tests. cracking at the place of previous repair [1] bezpieczny czas pracy. metodykę oceny wyników badań złączy oraz pozostałych elementów pracujących w warunkach pełzania przedstawiono na rysunku 5. badania niszczące opracowanie wytycznych do badań niszczących, które umo żliwiają ocenę stanu materiału złącza spawanego po eksploatacji w warunkach pełzania wymaga wyznaczenia szeregu wskaźników wytrzymałościowych, oprócz wymaganych normami przedmiotowymi dla materiału w stanie wyjściowym, oraz ujawnienia stanu struktury. w praktyce ocena sprowadza się do wyznaczenia trwałości resztkowej i resztkowej trwałości rozporządzalnej oraz przyporządkowaniu im stopnia wyczerpania, które odniesione do parametrów roboczych dalszej eksploatacji (pr, tr) określają przydatność do dalszej pracy. wybór metody badań niszczących lub ich kombinacji zależy od rodzaju i dostępu do analizowanego elementu, usytuowania w nim miejsc o największym wytężeniu oraz względów ekonomicznych. w grupie metod oceny trwałości resztkowej polegających na niszczących badaniach materiałów po eksploatacji można wyróżnić: – próby pełzania, – statyczne, udarowe i zmęczeniowe próby mechaniczne, – badania metalograficzne, – badania własności fizycznych, – badania szybkości odkształcania materiału. 39przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 rys. 5. metodyka oceny wyników badań elementów pracujących w warunkach pełzania materiału [12] fig. 5. evaluation method for test results of elements operating under material creeping conditions [12] na podstawie danych literaturowych i wieloletnich doświadczeń z badań diagnostycznych stwierdzono przydatność szeregu metod badań niszczących, a w szczególności: – badań właściwości wytrzymałościowych w temperaturze pokojowej i podwyższonej, – badań udarności w celu wyznaczenia progu kruchości, – długotrwałych prób pełzania do zerwania bez pomiaru wydłużenia w czasie trwania próby, – długotrwałych prób pełzania z pomiarem wydłużenia w czasie trwania próby, – przyspieszonych prób pełzania, – badań struktury i twardości na zgładach litych próbek. niszczące badania materiałowe elementów po eksploata cji wymagają bezpośredniego dostępu do elementu oraz możliwości pobrania reprezentatywnych próbek do badań. stosowane metody badań niszczących do oceny stanu materiału i dopuszczenia do dalszej eksploatacji elementów ciśnieniowych pracujących w warunkach pełzania sprowadzają się do wyznaczenia trwałości resztkowej i resztkowej trwałości rozporządzalnej. badania takie umożliwiają dokładną ocenę stopnia wyczerpania i stopnia uszkodzenia badanego materiału bez znajomości historii warunków dotychczasowej eksploatacji, a zwłaszcza naprężeń roboczych i rzeczywistej temperatury pracy oraz bez wykorzystywania standardowych danych materiałowych (dla stanu wyjściowego). badania własności wytrzymałościowych  w temperaturze pokojowej i podwyższonej badania własności wytrzymałościowych materiałów po długotrwałej eksploatacji pracujących w warunkach pełzania i zmęczenia przeprowadzane są w próbach rozciągania w temperaturze pokojowej i podwyższonej celem wyznaczenia: – wytrzymałości na rozciąganie rm, – granicy plastyczności re, – wydłużenia a5, – granicy plastyczności ret. wyniki takich badań pozwalają stwierdzić czy badany materiał spełnia wymagania w zakresie wyżej wymienionych wskaźników wytrzymałościowych dla wymagań norm przedmiotowych na wyroby hutnicze z badanego gatunku stali. nie znaleziono korelacji pomiędzy badanymi wskaźnikami wytrzymałościowymi a własnościami na pełzanie materiałów po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania, której to korelacji nie ma również dla materiałów w stanie dostawy hutniczej. wyniki badań właściwości wytrzymałościowych (rm, re, a5, ret) w powiązaniu z obrazem struktury, odniesionym do posiadanych charakterystyk wytrzymałości na pełzanie materiałów po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania i odpowiadającego mu stopnia wyczerpania, pozwalają na ocenę stanu materiału i szacowanie jego przydatności do dalszej pracy. badania udarności w celu wyznaczenia progu kruchości w celu oceny trwałości resztkowej materiału po długotrwałej eksploatacji wykonuje się badania udarności na próbkach z karbem „v”, wykonanych w różnej temperaturze badania. w porównaniu ze stanem dostawy temperatura przejścia w stan kruchy dla większości materiałów badanych elementów ze stali cr-mo i cr-mo-v jest przesunięta do wyższych wartości. tylko w nielicznych przypadkach materiał badania   ndt wynik   negatywny naprawa   niemożliwa naprawa  niemożliwa f > fdop grz   < gmin grz <  gmin/τ trz/tmax  > 0,8 trz/tmax  < 0,8 klasa  1÷6 ε > εdop εp   > εdop f < fdop grz   > gmin grz >  gmin/τ ε < εdop ε  εp  εp   <   εdop wymiana wymiana wymiana wymiana wymiana klasa 7 wymiana możliwa  eksploatacja  do czasu < τ możliwa  dalsza eksploatacja > τ wynik   pozytywny naprawa naprawa pomiar   ugięcia f pomiar grubości  ścianki grz obliczanie min.   grubości ścianki gmin obliczanie wymaganej grubości ścianki   do przewidywanego czasu eksploatacji gmin/τ pomiar   odkształcenia obliczenie   odkształcenia ε obliczenie   prędkości pełzania εp pomiar grubości   warstwy tlenków ∆ew obliczenie równoważnej  temperatury ścianki tn badania metalograficzne  struktury materiału pomiar twardości   materiału ocena   struktury klasa   struktury wyznaczenie stopnia  wyczerpania trz/tmax określenie pozostałej  trwałości 40 przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 po długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania charakteryzuje się poziomem udarności o wartościach wyższych niż minimalna wymagana dla materiału w stanie dostawy hutniczej. na podstawie własnych doświadczeń i danych literaturowych zauważono, że wartość udarności nie zależy wyłącznie od rozwoju procesów wydzieleniowych w wyniku pełzania, ale również od rozwoju wewnętrznych uszkodzeń i powstałych w czasie eksploatacji nieciągłości struktury. można zatem stwierdzić, że metoda badań udarności na materiale po eksploatacji w warunkach pełzania jest tylko pośrednio przydatna do oceny trwałości resztkowej i wyznaczenia stopnia wyczerpania. może jednak posłużyć do oceny zdolności materiału do przenoszenia obciążeń związanych z wykonywanymi próbami ciśnieniowymi oraz odstawieniami i uruchomieniami instalacji w procesie jej dalszej eksploatacji. dane literaturowe i własne doświadczenia w diagnostyce elementów ciśnieniowych kotłów potwierdzają: – konieczność przeprowadzania dla materiału po eksploatacji ciśnieniowych prób wodnych w temperaturze wyższej niż 30 °c z zachowaniem statycznego sposobu napełniania wodą badanego układu, – konieczność ścisłego przestrzegania dopuszczalnych szybkości wzrostu temperatury układu przy rozruchach oraz jej spadku przy odstawieniach. dochowanie przyjętych procedur przy prowadzeniu wodnych prób ciśnieniowych oraz w czasie rozruchów i odstawień umożliwia dalszą bezpieczną eksploatację elementów po długotrwałej eksploatacji, co potwierdza przydatność tych badań w praktyce diagnostycznej. przedmiot badań przedmiotem badań była spoina obwodowa pobrana z rurociągu pary wysokoprężnej łączącego kocioł typu op-230 z turbozespołem. podstawowe parametry eksploatacyjne rurociągu przedstawiono w tablicy i. w wyniku przeprowadzonych okresowych badań nieniszczących rurociągu stwierdzono na jednym ze złącz obwodowych ø237,0x32,0 obecność wad w postaci porów lica, które obejmowały odcinek o długości ok. 30 mm (rys. 6). podjęto próbę usunięcia wad przez szlifowanie, która nie dała oczekiwanych rezultatów, ponieważ w późniejszym czasie pojawiały się wady w postaci pęcherzy oraz zażużleń. po wybraniu materiału spoiny na głębokość 10 mm podjęto decyzję o konieczności usunięcia złącza i wykonaniu naprawy przez zamontowanie wstawki o długości ok. 1000 mm. takie rozwiązanie pozwoliło uniknąć wprowadzenia niekorzystnego stanu naprężeń w rurociągu. badania niszczące złącza przeprowadzone badania niszczące złącza spawanego obejmowały m.in.: – badania struktury w skaningowym mikroskopie elektronowym; – badania właściwości wytrzymałościowych w temperaturze pokojowej i podwyższonej zbliżonej do temperatury pracy; – pomiar twardości; tablica i. podstawowe dane techniczne rurociągu [1] table i. basic technical data of the pipeline [1] ciśnienie  obliczeniowe [mpa] temp.  obliczeniowa [˚c] ilość  godzin  pracy [h] wymiary materiał  podstawowy ø  [mm] grubość  ścianki  [mm] 16,2 540 224 000 327,9 273,0 60 32 10h2m 13hmf – skrócone próby pełzania celem wyznaczenia rozporządzalnej trwałości resztkowej, która jest czasem bezpiecznej eksploatacji w założonych parametrach dalszej pracy. wyniki badań metalograficznych przeprowadzone wyniki badań struktury materiału badanego złącza wykazały, że materiał rodzimy posiada strukturę ferrytyczno-bainityczną. obszary bainityczne są w większości skoagulowane, a na granicach ziarn ferrytu zauważyć można zróżnicowanej wielkości wydzielenia, niektóre znaczne. wydzielenia występują również w ziarnach ferrytu. są bardzo drobne i równomiernie rozmieszczone. nie zaobserwowano nieciągłości i mikropęknięć w strukturze materiału rodzimego, a także zapoczątkowania procesów uszkodzenia. stopień wyczerpania struktury materiału rodzimego po obu stronach złącza zakwalifikowano do drugiej klasy głównej, co daje stopień wyczerpania materiału na poziomie 0,3÷0,4 wg klasyfikacji instytutu metalurgii żelaza (imż). w przypadku samej spoiny również nie zaobserwowano nieciągłości i mikropęknięć w jej strukturze. nie stwierdzono również procesów uszkodzenia. w przypadku strefy wpływu ciepła po jednej ze stron spoiny stwierdzono obecność procesów uszkodzenia, co przedstawiono na rysunku 7. badania właściwości mechanicznych badania właściwości mechanicznych (wytrzymałościowych), w tym wytrzymałość na rozciągania rm, granicę plastyczności re i ret, wydłużenia a5 oraz przewężenie z przeprowadzono w temperaturze pokojowej oraz w temperaturze podwyższonej tj. 500 °c. wyniki tych badań przedstawiono w tablicy ii. z uzyskanych wyników badań wytrzymałościowych wynika, że granica plastyczności dla próby wykonanej w temperaturze pokojowej nie spełnia warunków stawianych przez pn-74/h-74252, która określa właściwości wytrzymałościowe dla materiału w stanie wyjściowym. pozostałe wyniki nie budzą zastrzeżeń. pomimo spadku właściwości rys. 6. schemat rurociągu oraz lokalizacja wadliwej spoiny [1] fig. 6. pipeline diagram and the location of the defective weld [1] 41przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 tablica ii. wyniki badań wytrzymałościowych badanego złączą spawanego [1] table ii. the results of the strength tests performed on the inspected welded joint [1] plastycznych złącze takie może być eksploatowane, ponieważ elementy pracujące w warunkach pełzania projektowane są na podstawie naprężenia dopuszczalnego, uwzględniającego średnią czasową wytrzymałość na pełzania lub granicę pełzania na obliczeniowy czas pracy. należy jednak uwzględnić taką informację podczas planowania próby wodnej, która może mieć w tym przypadku charakter próby szczelności, a nie próby wytrzymałościowej. skrócone próby pełzania skrócone próby pełzania przeprowadzono dla pięciu poziomów temperatury badania, od 600 do 680 °c ze stopniowaniem co 20 °c, przy stałym poziomie naprężenia badania σb=const odpowiadającym eksploatacyjnemu. rys. 7. obrazy struktury złącza spawanego rurociągu pary świeżej ze stali 13hmf po długotrwałej eksploatacji [1] fig. 7. images of the welded joint structure of the 13hmf steel main steam pipe after long-term operation [1] nazwa elementu gatunek stali temperatura  badania  [°c] właściwości wytrzymałościowe rm [mpa] reh [mpa] a5 [%] z [%] złącze spawane 13hmf (14mov63) 13hmf 20 494 (min. 490) 293 (min. 365) 21 (min. 20) 78 500 300 234 (min. 186) 23 84 zastosowany sposób skrócania czasu wykonania prób pełzania polega na przyspieszeniu procesu pełzania poprzez podwyższenie temperatury badania tb znacznie ponad poziom temperatury właściwej dla eksploatacji te, w próbkach prowadzonych przy stałym naprężeniu badania odpowiadającym eksploatacyjnemu σb=σr=const. pozwalają one na wykreślenie prostej nachylonej do osi czasu do zerwania tr. trwałość resztkową wyznacza się przez ekstrapolację uzyskanej prostej w kierunku niższej temperatury odpowiadającej eksploatacyjnej te. wyniki badań prób pełzania obwodowego złącza spawanego przedstawiono na wykresie (rys. 8) w postaci zależności logtz=f(tb) przy σb=const, gdzie tz jest czasem do zerwania w próbie pełzania. 42 przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 podsumowanie  zmiany w obrazie mikrostruktury badanego materiału rurociągu i jego jednorodnego złącza spawanego świadczą o ich zróżnicowanej degradacji wskutek długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania. w strefie wpływu ciepła badanego złącza spawanego stwierdzono zapoczątkowanie procesów uszkodzeń wewnętrznych i nieciągłości struktury w postaci nielicznych pustek. uzyskane wyniki badań wytrzymałości na rozciąganie i granicy plastyczności w temperaturze pokojowej oraz podwyższonej materiału złącza spawanego rurociągu pary spełniają wymagania dla materiału w stanie wyjściowym z wyjątkiem granicy plastyczności w temperaturze pokojowej, która tych wymagań nieznacznie nie spełnia. trwałość resztkowa wyznaczona w skróconych próbach pełzania dla temperatury roboczej tr=540 °c oraz naprężenia roboczego σr=55 mpa złącza spawanego rurociągu pary wynosi 50 tys. godzin. natomiast trwałość rozporządzalna, będąca czasem dalszej bezpiecznej eksploatacji dla ww. parametrów, wynosi 30 tys. godzin. wykonane badania złącza spawanego wykazały, że czas jego dalszej bezpiecznej eksploatacji (ponad obliczeniowy czas pracy) był niewielki. wynika to z prowadzonej dotychczasowej eksploatacji złącza w warunkach pełzania, ale w dużej mierze spowodowane to jest również jakością jego wykonania. część.zamieszczonych.wyników.uzyskane.zostały.w.ramach.badań.współfinansowanych.przez.narodowe.centrum.badań.. i.rozwoju.na.podstawie.umowy.nr.pbs/b5/42/2015.–.projekt:.„metodyka,.ocena.i.prognoza.eksploatacji.powyżej.obliczeniowego. czasu.pracy.złączy.spawanych.elementów.ciśnieniowych.kotłów.energetycznych” . literatura [1] sprawozdania i wyniki prac pomiarowych i badawczych z lat 2014-2016, opracowania „energopomiar” sp. z o.o., zakład chemii i diagnostyki (niepubl.). [2] dobrzański j.: materiałoznawcza interpretacja trwałości stali dla energetyki, open access, library, 2011, vol. 3. [3] hernas a., dobrzański j.: life-time and damage of boilers and steam turbines elements, publishing house of the silesian university of technology, gliwice 2003. [4] dobrzański j., sroka m., zieliński a.: methodology of classification of internal damage the steels during creep service, journal of achievements in materials and manufacturing engineering, 2006, vol. 18, pp. 263-266. [5] zieliński a., dobrzański j., krztoń h.: structural changes in low alloy cast steel cr-mo-v after long time creep service, journal of achievements in materials and manufacturing engineering, 2007, vol. 25, issue 1, pp. 33-36. [6] dobrzański j., krztoń h., zieliński a.: development of the precipitation processes in low-alloy cr-mo type steel for evolution of the material state after exceeding the assessed lifetime, journal of achievements in materials and manufacturing engineering, 2007, vol. 23, issue 2, pp. 19-22. [7] zieliński a.: wpływ długotrwałej eksploatacji w warunkach pełzania na własności mechaniczne staliwa cr-mo-v, viii międzynarodowa konferencja naukowa – nowe technologie i osiągnięcia w metalurgii i inżynierii materiałowej, częstochowa 25 maja 2007, wydawnictwo politechniki częstochowskiej, tom ii, s. 717-721. [8] zieliński, a., dziuba-kałuża, m., dobrzański, j., sroka m.: the impact of repair welded joint on the life of cr-mo-v steel steam pipeline after service under creep conditions, materials science and engineering, 2014, vol. 68(1), pp. 36-44. [9] dziuba-kałuża, m., dobrzański, j., zieliński, a.: mechanical properties of cr-mo and cr-mo-v low-alloy steel welded joints after long-term service under creep conditions, archives of materials science and engineering, 2013, vol. 63.1, pp. 5-12. [10] sroka m., zieliński a., mikuła j.: the service life of the repair welded joint of cr-mo / cr-mo-v, archives of metallurgy and materials, 2016, vol. 61, pp. 969-974. [11] zieliński a., golański g., sroka m.: comparing the methods in determining residual life on the basis of creep tests of low-alloy cr-mo-v cast steels operated beyond the design service life, international journal of pressure vessels and piping, 2017. [12] instrukcja badań i oceny stanu technicznego rurociągów pracujących w warunkach pełzania, opracowanie energopomiar sp. z o.o., gliwice styczeń 2012 (niepubl.). [13] jasiński a.: system diagnostyczny jako sposób na wydłużenie czasu bezpiecznej eksploatacji rurociągów parowych, energetyka, 2012, nr 9. [14] kwiecień m., goławski a.: pełzanie jako zjawisko ograniczające długotrwałą eksploatację rurociągów parowych, energetyka, 2013, nr 7. [15] jasiński a.: jak typować elementy do badań w przypadku rurociągów wysokoprężnych, energetyka, 2015, nr 9. [16] pn-75/h-84024: rury stalowe bez szwu kotłowe, 1975. [17] pn-75/h-84024: stal do pracy przy podwyższonych temperaturach – gatunki, 1975. rys. 8. rozporządzalna trwałości resztkowa dla naprężenia roboczego w zależności od poziomu temperatury roboczej dla materiału obwodowego złącza spawanego rurociągu pary po długotrwałej eksploatacji [1] fig.  8. available residual service life for working tension depending on the operating temperature level for circumferential material of the welded joint of the steam pipe after long-term operation [1] tablica iii. prognozowana trwałość resztkowa na podstawie skróconych prób pełzania [1] table  iii. estimated residual service life based on the shortened creep testing [1] oznaczenie przyjęte  naprężenie  robocze σr  [mpa] przyjęta  temp.  dalszej  eksploatacji tr [°c] oszacowana trwałość  [h]1) resztkowa rozporządzalna  resztkowa złącze spawane 13hmf (14mov63) 55 540 50 000 30 000 530 80 000 48 000 1) pod warunkiem, że wielkość trwałego odkształcenia po dotychczasowej długotrwałej eksploatacji nie przekracza 1%. c za s  do  z er w an ia  t r , h temperatura badania tb, °c 1 000 000 100 000 10 000 1 000 100 10 600 660560 620 680580 640 700540 ang_ps 10 2018 37welding technology review vol. 90 10/2018 the effect of the parameters of submerged arc surfacing with oscillating electrode on a padding weld forming, depth of fusion penetration and the content of parent metal in a weld prof. dr hab. inż. igor a. riabcew, anatolij a. babiniec, iwan p. lentjugow – e.o. paton electric welding institute of the national academy of sciences, kiev, ukraine; corresponding author: ryabtsev39@gmail.com introduction it is known that in some cases, in order to reduce the metal penetration of the material and to obtain wide and relatively short runs, arc welding is carried out with the pendulum movement of the electrode wire or tape [1÷4]. in these works, fundamental attention was paid to studying the influence of the amplitude and frequency of fluctuations in the electrode wire or tape on the formation of pad weld runs. however, if we take into account the fact of the direct interaction of the welding arc with the parent material during lateral fluctuations of the electrode wire, it should be expected that the character of metal penetration can change along the length of the pad weld runs. as stated earlier [5,6], uneven metal penetration can lead to a decrease in fatigue life of surfaced elements during their operation under cyclic loading conditions. the analysis shows that if the electrical parameters of the surfacing process are not taken into account, the amplitude and frequency of the electrode wire or tape fluctuations igor a. riabcew, anatolij a. babiniec, iwan p. lentjugow as well as the surfacing speed have a fundamental influence on the above characteristics of pad weld runs. moreover, all these characteristics are interrelated, and when changing one of them, two other characteristics have to be corrected in order to obtain qualitative pad weld runs. the purpose of this work was to study the impact of the submerged arc surfacing speed, frequency and amplitude of wire fluctuations on the forming of padding welds, depth and character of metal penetration of the native material, and coefficient of the contribution of native material in the surfaced layer (degree of mixing γ). in the further part of the article, the term is used: intermixing of the padding weld with parent material (also referred to as transition zone, fused zone, mixing zone) – this is a zone with variable chemical composition, which arises due to a significant difference in the chemical composition of the combined materials. the chemical composition of the padding weld at the border with the base material changes stepwise. abstract the effect of oscillating movement amplitude and frequency of electrode wire swinging on forming of pad weld runs, the character of parent metal penetration, as well as structural and chemical inhomogeneity in the zone of intermixing padding weld with parent material has been tested while submerged arc surfacing using oscillating electrode. it has been stated that along with increasing frequency of electrode wire end oscillations and the same amplitude and surfacing speed, the weld run formation is improved, the width of the zone of padding weld intermixture with parent material is reduced and more dispersive structure with lower structural and chemical inhomogeneity in a padding weld is being formed. more uniform fusion penetration into the parent material and alignment of fusion line can be observed. those relations remain practically unchanged with increasing amplitude of oscillation. keywords: submerged arc surfacing with oscillating electrode; run formation; inhomogeneity of padding weld metal doi: http://dx.doi.org/10.26628/ps.v90i10.949 38 welding technology review vol. 90 10/2018 table i. the effect of surfacing speed, amplitude a and oscillation of electrode wire frequency n on the dimensions of surfaced runs and ratio of mixture γ sample no fluctuations surfacing speed, m/h dimensions of the runs, mm γ, % а, mm n, min-1 width height amount of penetration 1 25 28 7 38.8 3.4 1.7 39 2* 25 45 7 36.4 2.95 1.6 37 3 40 18 7 46.8 2.05 1.8 54 4 40 32 7 47.0 1.8 1.5 50 5 25 28 10 37.5 1.9 1.8 55 6 25 45 10 35.8 2.7 1.5 52 7 40 18 10 42.6 2.1 1.5 50 8 40 32 10 44.7 1.5 1.4 49 note: * – sample surfaced at the optimum settings of the technological parameters of the process was marked fig. 1. longitudinal macroscopic microsections of samples surfaced with speed of 7 m/h: а) sample 1: а = 25 mm; n = 28 min-1; b) sample 2: а = 25 mm; n = 45 min-1; c) sample 3: а = 40 mm; n = 18 min-1; d) sam ple 4: а = 40 mm; n = 32 min-1. samples numeration – see table i 1a) 2b) 3c) 4d) technological conditions of surfacing the tests were carried out using pp-np-25h5fms fluxcored wire (пп-нп-25х5фмс) according to gost 26101-84 (en 14700 t fe8 classification) with a diameter of 2.6 mm and an-26 flux (ан-26) according to gost 9087-81. the che mical composition of the weld metal corresponds to the tool steel 25h5msgf. parameters of surfacing: current intensity 320 a, arc voltage 32 v, wire feed speed – 3.0 m/min, wire extension – 20 mm, surfacing speed (vn) – 7 and 10 m/h, frequency of fluctuations (n) – 18; 28; 32 and 45 min-1; amplitude of fluctuations (a) – 25 and 40 mm. the tests were carried out on eight samples of s235jr steel of identical dimensions (tab. i). process and results of the tests the beginning and the section with the crater were cut off from the pad weld runs. next, longitudinal and transverse macrospecimens were made from each pad weld run to determine the dimensions of runs, the degree of mixing γ and to study macroand microstructure of runs. dimensions of all tested runs, determined on transverse macrospecimens with an accuracy of 0.1 mm (average value of 5÷7 measurements) and degree of mixing are given in table i. the minimum degree of mixing at 37÷39% was found in samples 1 and 2, amount of penetration – 1.6÷1.7 mm. smaller penetration – 1.4÷1.5 mm, found in samples 7 and 8, but the degree of mixing is 49÷50%. the tests have shown that, according to the total assessment of the dimensions of pad weld runs and the degree of mixing, samples 2 surfaced at a speed of 7 m/h, fluctuation amplitude of a = 25 mm, and fluctuation frequency of n = 45 min-1 had the best indicators (see tab. i). figures 1 and 2 present the macrostructure of longitudinal specimens of pad weld runs made at the speed of 7 and 10 m/h, with different frequency and amplitude of fluctuations. at a surfacing speed of 7 m/h, increasing the frequency of fluctuations in the electrode wire makes it possible to obtain a more even penetration and a more fluid line of padding weld penetration with the parent material (fig. 1b and 1c). the most even penetration line is observed in sample 2, surfaced at fluctuation amplitude of 25 mm and a maximum frequency of 45 min-1 (fig. 1b). 39welding technology review vol. 90 10/2018 fig. 2. longitudinal macroscopic microsections of samples surfaced with speed of 10 m/h: а) sample 5: а=25 mm; n=28 min-1; b) sample 6: а=25 mm; n=45 min-1; c) sample 7: а=40 mm; n=18 min-1; d) sample 8: а=40 mm; n=32 min-1. samples numeration – see table i with an increase in the surfacing speed up to 10 m/h, an even penetration was not obtained at any frequency and amplitude of fluctuations in the electrode wire (fig. 2a to 2d). at the same time, during the welding with increased speed (10 m/h), the increase in the frequency of electrode wire fluctuations also promotes a more even penetration and greater „smoothness” of the fusion line (fig. 2b and 2c), however this effect is lower than at the surfacing speed of 7 m/h. investigation of the microstructure of the padding weld of sample no 1 (vn = 7 m/h, а = 25 mm, n = 28 min-1) showed that it has a dendritic structure (fig. 3a). in the near-surface layers of padding weld a microstructure of cellular structure prevails, with an average grain diameter of 60÷80 μm. the hard ness of the matrix material, determined by the vickers method according to gost 9450-76, is hv1 = 5420÷6060 mpa (martensite + carbides). the hardness of the matrix material, determined by the vickers method according to gost 945076, is hv1 = 5420÷6060 mpa (martensite + carbides). at the crystallite boundary there is a precipitation of spherical carbide chains (fig. 3b). the structure of the surfaced metal of sample no 2 (vn = 7 m/h, а = 25 mm, n = 45 min-1) – dendritic-cellular with a predominance of cellular (fig. 3c), with a mean diameter of crystallites of 30÷40 μm. with the fusion line in the native material the structure becomes dendritic. the width of crystallites in this zone is 70÷90 μm. hardness of the matrix material hv1 = 4880÷5480 mpa. at the crystallite boundaries, as well as in sample no 1, spherical finely dispersive carbides are released (fig. 3d). the haz has a width of 3600 μm. the microstructure of the padding weld metal of sample no 3 (vn = 7 m/h, а = 40 mm, n = 18 min-1) – dendritic-cellular with a cellular predominance on the surface (fig. 4b). the average cell diameter is 50÷60 μm. hardness of the matrix material – hv1 = 6060÷6130 мpa. a martensite band was observed at the fusion line from the padding weld side. martensite in this zone is formed in the form of large needles. the width of crystallites at the fusion line is 70÷80 μm. width of haz – 2100 μm. the padding weld of sample no 4 (vn = 7 m/h, а = 40 mm, n = 32 min-1) also has a dendritic-cellular structure, with a cellular form predominance on the surface. diameter of the cells is 40÷50 μm (fig. 4b and 4d). at the fusion line – dendritic structure, the width of crystallites in this area is 60÷80 μm. the hardness of the crystalline matrix in a given area is lower than in sample no. 3 and is hv1 = 5140÷5420 mpa. width of haz – 1800 μm. fig. 3. microstructure of padding weld samples 1 (а, b) and 2 (c, d): а, c – fusion penetration zone, х20; b, d – padding weld metal, х100. electrolytic etching in chromic acid. uхх=20 v; t=3÷5 s. samples numeration – see table i 5 6 7 8 a) b) c) d) a) b) c) d) 40 welding technology review vol. 90 10/2018 fig. 4. microstructure of padding weld samples 3 (а, b) and 4 (c, d): а, c – fusion penetration zone, х20; b, d – padding weld metal, х100. electrolytic etching in chromic acid. uхх=20 v; t=3÷5 s. samples numeration – see table i examination of the microstructure of sample no 5 (а=25 mm, vn=10 m/h, n=28 min-1) showed that it has a dendritic structure (fig. 5b). the cellular structure prevails in the near-surface layers of padding weld, with an average diameter of 60÷80 μm. the hardness of the matrix is hv1 6860 mpa (martensite). diameter of the cells in the upper part of the padding weld is 15÷20 μm; width of crystallites h – 15÷25 μm, haz – 1200 μm. the microstructure of the sample no 6 (vn=10 m/h, а=25 mm, n=45 min-1) are shown in figures 5c and 5d. it also has a den dritic structure with a cellular structure in the near-surface layers. diameter of the cells – 25÷35 μm; width of crystallites h – 25÷50 μm, haz – 800÷900 μm. there are precipitations of intermetallic phases and carbides on the boundaries of crystallites and cells. microhardness hv1 6810 mpa in a bright layer and hv1 6340 mpa in a dark layer. examination of the microstructure of sample no 7 (vn=10 m/h, а=40 mm, n=18 min-1) showed that it has a dendritic structure (fig. 6a and b). diameter of the cells – 40÷60 μm; crystallite crystallite width – 40÷60 μm, haz – 1000÷1200 μm. microhardness – hv1 6420 мpa. there are precipitations at the boundaries of crystallites and cells, but there are far fewer of them than in the samples shown in figure 5. the microstructure of the padding weld metal of the sample no 8 (vn=10 m/h, а=40 mm, n=32 min-1) is also dendritic-cellular (fig. 6c and 6d). diameter of the cells – 15÷30 μm; width of crystallites h – 30÷40 μm, haz – 600÷800 μm. the chemical and structural inhomogeneity of the 25h5fms type alloy surfaced on s235jr steel was examined by microrentgenospectral analysis, x-ray diffraction analysis and metallographic analysis. the results of the microrentigenospectral analysis of the alloying elements showed that the width of the fusion zone with the base material (transition zone) decreases with the increase of the frequency of fluctuations (tab. ii). with a surfacing speed of 7 m/h, electrode wire fluctuation frequency n=28 min-1 and amplitude а=25 mm, the width of the transition zone is 35÷40 μm, and at n=45 min-1 – 20÷25 μm (tab. ii , samples 1÷4). at а=40 mm and frequencies n=18 min-1 and n=32 min-1, the width of the transition zone is 30÷35 μm and 15÷20 μm. in the fused zone there is a smooth change in concentration, the chemical heterogeneity of the weld metal is insignificant and amounts to crmax/crmin=1.23÷1.47 for chromium, and momax/momin=1.21÷1.31 for molybdenum. increasing the frequency of fluctuations in the electrode wire favors obtaining a) b) c) d) 41welding technology review vol. 90 10/2018 fig. 5. microstructure of padding weld samples 5 (а, b) and 6 (c, d): а, c – fusion penetration zone, х20; b, d – padding weld metal, х100. electrolytic etching in chromic acid. uхх=20 v; t=3÷5 s. samples numeration – see table i a) b) c) d) table ii. effect of oscillation electrode surfacing parameters on the microstructure and chemical inhomogeneity of samples 1÷8 sample no surfacing conditions microstructural state parameters indicators of chemical heterogeneity according to cr and mo vn, m/h а, mm n, min-1 dkomórki, μm width of the transition zone, μm microhardness hv1, мpа crmax/crmin mоmax/momin 1 7 25 28 60÷80 35÷40 5420÷6060 4.5/3.4=1.32 0.32/0.25=1.28 2* 7 25 45 30÷40 20÷25 5420÷5480 4.8/3.9=1.23 0.40/0.33=1.21 3 7 40 18 50÷60 30÷35 6060÷6130 3.4/2.3=1.47 0.42/0.32=1.31 4 7 40 32 40÷50 15÷20 5140÷5400 3.1/2.2=1.41 0.35/0.28=1.25 5 10 25 28 25÷35 35÷40 6800 4.2/3.1=1.35 0.41/0.30=1.36 6 10 25 45 15÷20 20÷25 6700÷6800 4.6/3.2=1.44 0.38/0.30=1.26 7 10 40 18 40÷60 30÷35 6400÷6300 3.8/2.9=1.31 0.42/0.34=1.23 8 10 40 32 15÷30 15÷20 6340÷6810 3.5/2.4=1.46 0.34/0.28=1.21 note: * – sample surfaced at the optimum settings of the technological parameters of the process was marked 42 welding technology review vol. 90 10/2018 fig. 6. microstructure of padding weld samples 7 (а, b) and 8 (c, d): а, с – fusion penetration zone, х20; b, d – padding weld metal, х100. electrolytic etching in chromic acid. uхх=20 v; t=3÷5 s. samples numeration – see table i a dispersive structure, a more even distribution of alloying elements, a more „smoothed” fusion line, as well as increasing the homogeneity of the chemical composition of the surfaced metal. the hardness of the matrix is 5140÷6060 mpa. in the surfaced samples, сr7с3 and fe3c carbides, as well as intermetallic phases of the mo5cr6fe18 type were found. with the increase of the surfacing speed to 10 m/h a similar relationship is observed (tab. ii, samples 5÷8). increasing the frequency of fluctuations reduces the width of the transition zone, the chemical heterogeneity of the weld metal is crmax/crmin=1.31÷1.46 for chromium, and momax/momin=1.21÷1.36 for molybdenum. the matrix hardness in this case is slightly higher and amounts to 6340÷6810 mpa. a) b) c) d) 43welding technology review vol. 90 10/2018 literatura [1] данильченко б.в., шимановский в.п., ворончук а.п., терпило в.н.: наплавка быстроизнашивающихся деталей самозащитными порошковыми лентами, автоматическая сварка, № 5, с. 38-41, 1989. [2] гулаков с.в., бурлака в.в.: механизм колебания электрода для формирования наплавляемых валиков сложной формы, вестник приазовского государственного технического университета, технические науки, вып. 20, с. 181-186, 2010. [3] спиридонов н.в., кудина а.в., кураш в.в.: электродуговая наплавка металлоповерхностей колеблющимся электродом в среде защитного газа, наука и техника, № 4, с. 3-8, 2013. conclusions the tests carried out on the influence of the submerged arc surfacing with oscillating electrode on the padding weld properties have shown that as the frequency of fluctuations in the electrode wire increases, at the same amplitude of the oscillating movements and the surfacing speed: – surfacing formation is improved; – the homogeneity of the chemical composition of the surfaced metal increases, and the more dispersive structures are obtained; – the width of the fusion zone with the parent material is reduced; – a more even distribution of alloying components occurs; – there is a more even penetration and „alignment” of the fusion zone of padding weld with the parent material. it should be noted that these relationships practically do not change as the amplitude of fluctuations increases. optimal parameters of padding weld forming, penetration depth and degree of mixing as well as structural and chemical homogeneity are ensured in test conditions at the frequency of electrode wire fluctuations of n=45 min-1, amplitude а=25 mm and welding speed of vn=7 m/h. [4] goloborodko zh.g., dragan s.v., simutenkov i.v.: automatic submerged arc surfacing of structural steels with transverse high-frequency movements of electrode, the paton welding journal, n 6, pp. 34-37, 2013. [5] рябцев и.а., бабинец а.а.: усталостная долговечность многослойных наплавленных образцов, сварочное производство, № 4, c. 15-19, 2015. [6] babinets a.a., ryabtsev i.a., kondratiev i.a., ryabtsev i.i., gordan g.n.: investigation of thermal resistance of deposited metal designed for restoration of mill roll, the paton welding journal, n 5, pp. 16-20, 2014. 201410_pspaw.pdf 37przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 bronisław cieśla badania nieniszczące jako narzędzie w procesie sterowania jakością stalowych konstrukcji spawanych wg norsok m-101 ndt as a tool in process of quality control of steel structures based on norsok m-101 bronisław cieśla – rbm-ndt autor korespondencyjny/corresponding author: bronislaw.ciesla@rbm-ndt.pl streszczenie w referacie przedstawiono rolę i znaczenie badań nieniszczących (ndt) w procesie sterowania jakością na etapie wytwarzania. przedstawiono zasady określania zakresu ndt podczas wytwarzania konstrukcji stalowych zgodnie z norsk m-101, wydanie 5, 2012. zaprezentowano możliwość, wdrożenia systemu dla budownictwa, a także możliwość modyfikacji dla innych zastosowań. słowa kluczowe: sterowanie jakością, konstrukcje spawane abstract the paper presents the principles for establishing the scope of ndt during fabrication of steel structures in accordance with norsk m-101 edition 5, 2012. it shows either the possibility to implement the system for civil engineering as well as possibility of modifications for other appliances. keywords: quality control, welding structures wstęp rola i znaczenie badań nieniszczących (ndt) w procesie sterowania jakością na etapie wytwarzania jest powszechnie znana i wystarczająco udokumentowana w literaturze. natomiast zakres ndt w procesie produkcji konkretnych wyrobów nadal budzi wiele emocji i kontrowersji. jest to związane przede wszystkim z kosztami i trudnościami wynikającymi z umiejscowieniem ndt w harmonogramach produkcyjnych: wydłużeniem czasu potrzebnego do otrzymania gotowego produktu, koniecznością użycia dodatkowego transportu technologicznego w celu wykonania specyficznych badań, logistycznego zgrania wykonania badań przez specjalistyczne firmy zewnętrzne (outsourcing), itp. często zachodzi konieczność dostosowania pierwotnie założonego zakresu badań do zaistniałej sytuacji związanej z ilością wadliwych elementów w trakcie produkcji. jakimi przesłankami powinien kierować się wytwórca? czy wystarczy podwoić zakres badań czy rozszerzyć go do 100% kontroli? znane są rozwiązania opisane w asme jak chociażby „kontrola progresywna” (progressive sampling) [1] czy w en [2, 3]. celem niniejszego referatu jest pokazanie gotowych rozwiązań w tym zakresie w produkcji konstrukcji stalowych przeznaczonych do wydobycia gazu i ropy naftowej na morzu (offshore) zgodnie z normą norweską norsok m-101 [4]. 38 przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 normy norsok standardy norsok zostały opracowane dla norweskiego przemysłu naftowego dla zapewnienia odpowiedniego bezpieczeństwa, skrócenia czasu realizacji projektów, optymalizacja efektywności kosztów oraz podniesienia wartości użytkowej konstrukcji i urządzeń. pracę nad standardami norsok rozpoczęto w 1993 roku pod auspicjami ówczesnego ministra gospodarki i energetyki finna kristensena. intencją wprowadzenia całościowego systemu norsok było zastąpienie dotychczasowych specyfikacji stosowanych przez różne firmy offshore. norsok m-101 edycja 5 powstał w 2012 roku zastępując dotychczasowy dokument norsok m-101 rewizja 4 z 2000 roku. norma opisuje szczegółowo proces przygotowania produkcji konstrukcji stalowych, i wymagania odnośnie wykonania i kontroli wyrobów. rozdział 9 norsok m-101:2012 poświęcony jest badaniom nieniszczącym. zwiększone wymagania odnośnie personelu ndt norsok m-101 stawia wyższe wygania dla personelu wykonującego i nadzorującego ndt niż normy iso, en czy asme. można w skrócie powiedzieć używając terminologii języka sportu, iż poprzeczka została umieszczona jeden szczebel wyżej. operator wykonujący badania nieniszczące musi posiadać certyfikat stopnia 2 w danej metodzie. całość badań nadzorowana jest przez specjalistę stopnia 3. wyjątkiem od tej reguły jest metoda radiograficzna, gdzie od operatorów wykonujących radiogramy nie wymaga się posiadania certyfikatu a jedynie udokumentowanej praktyki zawodowej w tej dziedzinie. wymóg raportowania współczynników wadliwości przed rozpoczęciem produkcji wytwórca musi wprowadzić system rejestracji współczynników wadliwości dla badanych złączy spawanych. współczynniki wadliwości musza być rejestrowane tygodniowo na bazie wyników dla wszystkich metod ndt (vt, mt, pt, ut i rt) dla każdego obszaru produkcyjnego i muszą być raportowane razem ze skumulowanymi współczynnikami obejmującymi całość badań w danej metodzie. statystyka współczynników wadliwości używana jest jako narzędzie w kontroli jakości złączy spawanych. przyczyny powstawania defektów powinny być niezwłocznie analizowane i na ich podstawie musza być podjęte działania korekcyjne mające na celu zapobieganie takim zjawiskom w przyszłości. pęknięcia wykryte jakąkolwiek metoda ndt wymagają pisemnej analizy opracowanej przez inżyniera odpowiedzialnego za proces. kategorie inspekcji norsok m-101 wyszczególnia pięć kategorii inspekcji oznaczając je dużymi łacińskimi literami od a do e. poszczególne kategorie inspekcji różnie się od siebie minimalnym wymaganym zakresem ndt jak również kryteriami akceptacji. aby lepiej zrozumieć funkcjonowanie systemu należy zwrócić uwagę na następujące zależności: – wymagania jakościowe (kryteria akceptacji) dla kategorii a i b są takie same. kategorie różnią sie jedynie początkowym zakresem ndt oraz możliwością sterowania zakresu ndt w trakcie produkcji. – analogiczne zależności występują dla kategorii b, c i d. – zakres ndt dla kategorii a i e jest stały w trakcie całego procesu produkcji. – kategorie inspekcji a, b i c odnoszą sie tylko do złączy doczołowych, teowych, pachwinowych oraz złączy z niepełnym przetopem. kategorie d i e mają zastosowanie do wszystkich rodzajów złączy. – badania vt są wykonywane w 100% niezależnie od kategorii inspekcji. zakres vt nie podlega zmniejszeniu w trakcie całej produkcji. – w kategoriach inspekcji a i b, dla złączy doczołowych spawanych metodą saw (12) i fcaw (131 i 136) o grubości większej niż 25 mm wymagane jest 5% badanie ut w celu wykrycia pęknięć poprzecznych. sterowanie zakresem ndt na bazie tygodniowego raportowanie współczynników wadliwości lub powtarzających się przypadków występowania nieciągłości płaskich, dwa typy działań korekcyjnych (trigger level) stosowane są w celu zwiększenia zakresu ndt dla kategorii b, c i d. działanie korekcyjne 1 jeżeli tygodniowy współczynnik wadliwości dla dowolnej metody przekracza 10%, zakres musi być zwiększony do 100% dla wszystkich złączy będących przedmiotem badań. działanie korekcyjne 2 jeżeli tygodniowy współczynnik wadliwości dla dowolnej metody zawiera sie w przedziale 5 do 10%, stosowane są dwa etapy zwiększania zakresu ndt: krok 1 tygodniowy współczynnik wadliwości dla dowolnej metody ndt przewyższa 5% (1% dla mt) – wymagane jest podwojenie zakresu ndt. badania wyrywkowe są zwiększane do 20%. krok 2 jeżeli tygodniowy współczynnik wadliwości dla dowolnej metody ndt dla podwojonego zakresu (krok 1) przewyższa 5%, zakres ndt zwiększa się dla wszystkich złączy będących przedmiotem badań. 39przegląd spawalnictwa vol. 86  nr 10/2014 podwyższony zakres ndt powinien obejmować złącza tej samej kategorii, spawane w tym samym czasie przez tych samych spawaczy, wg podobnych wps, etc. jako generalna zasadę trzeba przyjąć wstrzymanie dalszego spawania, jeżeli współczynnik wadliwości przekracza 10%, do momentu przeprowadzenia analizy i wprowadzenia działań korekcyjnych w procesie spawania. niskie współczynniki wadliwości mogą stanowić podstawę do redukcji zakresu ndt dla kategorii b, c i d. współczynnik wadliwości oblicza się wg następującej zależności: kategoria inspekcji rodzaj złączy zakres ndt, % vt rt ut mt a doczołowe 100 10 100 100 teowe 100 – 100 100 pachwiny / niepełny przetop 100 – 20 c 100 b a doczołowe 100 wyrywkowe 50 b 100 b teowe 100 – 50 b 100 b pachwiny / niepełny przetop 100 – 10 bc 100 b c a doczołowe 100 – 20 b 20 b teowe 100 – 20 b 20 b pachwiny / niepełny przetop 100 – wyrywkowe c 20 b d a wszystkie 100 – – wyrywkowe e wszystkie 100 – – – badanie wyrywkowe oznacza 2 do 5% a zwiększony zakres ndt został zdefiniowany w działaniach korekcyjnych w poprzednim rozdziale. zwiększony zakres badań musi być utrzymany dopóki współczynnik wadliwości znowu osiągnie wartość poniżej 5% b zakres może być zredukowany do 50% bazując na doświadczeniach i udokumentowanych zapisach dotyczących podobnych złączy, jeżeli współczynnik wadliwości dla ut/rt jest < 2,0% i dla mt jest < 0,2% dla ostatnich badanych 100 metrów złączy spawanych. ostatnie 100 metrów musi być stale uaktualniane każdego tygodnia. jeżeli współczynnik wadliwości przekroczy wartości podane powyżej należy przywrócić normalny zakres ndt. ewentualna redukcja zakresu ndt musi być brana pod uwagę oddzielnie dla każdej metody spawania i obszaru produkcyjnego. c ma zastosowanie dla złączy z częściowym przetopem gdy głębokość wtopienia przekracza 12 mm współ. wadliwości = sumarna długość defektów x 100%sumarna długość badanych złączy współczynnik oblicza się dla każdej metody oddzielnie. współczynnik można obliczać bazując na minimalnej ilości złączy: 5 sztuk lub 1 metr. w początkowym etapie produkcji zakres ut i mt dla kategorii b i c musi być zwiększony podwójnie w stosunku do normalnego zakresu. jeżeli wadliwość utrzymuje się na zadowalającym poziomie można zredukować zakres do wymaganego minimum. tablica i. minimalny zakres ndt i możliwości sterowania zakresem na etapie produkcji table i. the minimum range of ndt and the ability of its control of the production stage literatura [1] asme b31.3-2002 341.3.4 progressive sampling for examination. [2] pn-en 12953-5:2005 kotły płomienicowo-płomieniówkowe. część 5: badania podczas wytwarzania, sporządzanie dokumentacji i znakowanie części ciśnieniowych kotłów. [3] pn-en 13445-5 nieogrzewane płomieniem zbiorniki ciśnieniowe. część 5: kontrola i badania. [4] norsok m-101 edition 5 2012. wnioski system sterowania zakresem ndt podany w rozdziale 9 norsok m-101 jest w miarę prosty i można go z powodzeniem stosować nie tylko przy produkcji offshore. natomiast aspekt wychowawczy specyfikacji budzi często kontrowersje zarówno wśród producentów jak i nadzorujących projekty specjalistów level 3. można wyobrazić sobie sytuację, gdy na przykładowym projekcie offshore mamy w kategorii c 20 metrów złączy pełnoprzetopowych i 2 kilometry pachwin. jeżeli podczas badań ut współczynnik wadliwości przekroczy 10% i zostanie ustanowiony 100% zakres to będzie to dotyczyć również badań mt. a za tym idzie dodatkowa praca, koszty i czasami wydłużenie terminu realizacji projektu. w mojej ocenie ten wychowawczy aspekt norsok jest jak najbardziej uzasadniony. wprowadza on element dyscypliny już na etapie projektowania a konsekwentne przestrzeganie reguł w trakcie produkcji da nam w finale dobrą jakość konstrukcji przy optymalnych kosztach. ps 6 2016 www.pdf 5przegląd  spawalnictwa       vol. 88 6/2016 proces, bezpieczeństwo procesu, systemy   i układy bezpieczeństwa, układy sterowania,  normowanie międzynarodowe i europejskie process, safety of process, safety control, control systems, international and europeans standards dr inż. wojciech kramarek – politechnika warszawska, pwsz ciechanów. autor korespondencyjny/corresponding author: kramarek@wip.pw.edu.pl streszczenie bezpieczeństwo w przemyśle procesowym jest oceniane przez kilka parametrów: możliwość poważnych awarii z powodów technicznych, awarii z powodu katastrof środowiskowych, wypadków w trakcie transportu i magazynowania niebezpiecznych materiałów, sabotaży i ataków terrorystycznych, niepokojów społecznych. zadaniem systemów bezpieczeństwa jest eliminowanie możliwości powstania niebezpiecznych sytuacji. ocena bezpieczeństwa zakładu procesowego należy do obowiązków inwestora oraz rządowych agencji. chociaż zakłady procesowe są tak projektowane, aby były bezpieczne w czasie pracy oraz w przypadku awarii, nie można wykluczyć powstania sytuacji niebezpiecznych. kierownictwa zakładów są odpowiedzialne za zapewnienie warunków bezpiecznej pracy zakładu oraz podejmowanie działań minimalizujących skutki możliwych katastrof. słowa kluczowe: proces; bezpieczeństwo procesu; systemy bezpieczeństwa; poziomy zabezpieczeń; normy związane z bezpieczeństwem abstract the safety in process industry is assessed by various parameters: the possibility of serious accidents caused either by technology or human errors, accidents caused by environmental catastrophes, transport accidents, sabotage and terroristic assaults, accidents caused by improper storage of dangerous materials, and social unrest. safety systems are created to eliminate the possibility of dangerous situations. national regulators and investors are responsible for the safety assessment of process industry. while process plants are designed to be safe in their regular operation and in the event of any malfunction, no industrial activity can be represented as entirely risk-free. incidents and accidents can happen. the management of a plant is responsible for ensuring that the plant is operated safely by the licensee and should be ready to take action to minimize the results of catastrophic accidents. keywords:  process; safety of process; safety control; control systems; international and europeans standards wstęp problemy i zagrożenia w przemyśle procesowym bezpieczeństwo przemysłowe przed okresem rozwoju automatyki i komputeryzacji skupiało się głównie na opracowywaniu zasad bezpiecznej pracy, na nadzorze nad niebezpiecznymi materiałami oraz wyposażeniu ochronnym pracowników. w dobie współczesnej zagadnienia bezpieczeństwa sięgają znacznie głębiej. współczesne systemy bezpieczeństwa zmniejszając zagrożenia produkcyjne zwiększają niezawodność działania, produktywność oraz rentowność. problem bezpiecznej pracy instalacji lub maszyn jest postrzegany przez unię europejską jako podstawowa kwestia społeczna i przemysłowa. jest ona szczególnie ważna w przypadku dużych i złożonych systemów technicznych, takich jak transport powietrzny czy kolejowy, przemysł zbrojeniowy, chemiczny albo energetyka jądrowa. systemy te są najczęściej określane jako systemy procesowe. bezpieczeństwo procesowe jest to ogół zagadnień dotyczących wojciech kramarek rys. 1. zdjęcie instalacji przemysłowej [3] fig. 1. view of chemical plant przeglad welding technology review 6 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 6/2016 bezpieczeństwa pracy instalacji przemysłowej w sektorze przemysłu procesowego (chemia, petrochemia, energetyka, gazownictwo). wysokie temperatury i ciśnienia, palne i toksyczne materiały typowe dla tych gałęzi przemysłowych przyczyniają się do możliwości powstawania groźnych zagrożeń. niezawodność elementów i systemów odpowiedzialnych za prowadzenie procesu wpływają na jego poprawną pracę oraz bezpieczeństwo. katastrofy w przemyśle procesowym powstają z następujących przyczyn: a) technicznych: – awarie techniczne elementów i systemów związanych z procesem produkcyjnym oraz bezpieczeństwem, – uszkodzenia sensorów, elementów automatyki, maszyn i instalacji procesowych, – obsługowe błędy ludzkie, – zaniki zasilania energetycznego, b) katastrof środowiskowych: – trzęsienia ziemi, – powodzie, – wichury i huragany, c) wypadki w trakcie transportu i magazynowania niebezpiecznych materiałów, d) sabotaże i ataki terrorystyczne, e) niepokoje społeczne. zagadnienia bezpieczeństwa procesowego mogą być podzielone na dwa działy: 1. minimalizacja ryzyka i zagrożeń procesowych na etapie projektu i postawania zakładu, 2. zarządzanie zagrożeniami oraz zachowania kryzysowe i powypadkowe. pojęcie „bezpieczeństwo” rozumiane jest jako brak niemożliwego do zaakceptowania zagrożenia dla zdrowia, życia lub strat w majątku czy środowisku naturalnym. w zagadnieniach bezpieczeństwa używane jest często pojęcie ryzyka. ryzyko w obszarze nauk technicznych jest rozumiane jako iloczyn prawdopodobieństwa wystąpienia danego zjawiska, skali strat (wielkości skutków niepożądanych) oraz ekspozycji (częstość narażania pracownika na sytuacje niebezpieczne). rys. 2. ryzyko jako funkcja sytuacji zagrożeń fig. 2. industrial risk assessment prawdopodobieństwo konsekwencje duże średnie małe małe konsekwencje x małe prawdopod. = ryzyko małe poważne konsekwencje x duże prawdopod. = ryzyko duże małe poważne rozległe wszystkie istniejące normy i przepisy związane z bezpieczeństwem mają za zadanie zmniejszenie istniejącego ryzyka, które jest nieodłącznie związane z procesami, produkcją, działaniem wyposażenia, transportem i magazynowaniem. osiągniecie absolutnego bezpieczeństwa w procesach przemysłowych jest nieosiągalne. każda działalność przemysłowa niesie ze sobą określone zagrożenia. istniejące ryzyko można zdefiniować jako pomijalne, tolerowalne lub nieakceptowane. każdy tworzony układ związany z bezpieczeństwem musi doprowadzić ryzyko do poziomu pomijalnego lub tolerowanego. przepisy zabraniają użytkowania układów wykazujących ryzyko nieakceptowane. cechą charakterystyczną przemysłu procesowego jest wymóg ciągłości procesów w przeciwieństwie do przemysłu maszynowego, w którym realizowane zadania (operacje, zabiegi) można zazwyczaj szybko przerwać. jeśli przestoje maszyn nie są długie, straty wynikające z zatrzymania maszyny najczęściej są niewielkie. straty powstałe w wyniku zatrzymania procesu są najczęściej bardzo kosztowne. zagrożenia istniejące w maszynach są znane i zdefiniowane. większość zagrożeń występujących w instalacjach przemysłowych nie jest widoczna gołym okiem. określenie stanu badanego procesu jest chwilami niemożliwe, ponieważ występują różne, mniej lub bardziej zbadane, stany przejściowe. sytuację komplikuje ponadto wyjątkowo złożone zadanie, jakim jest określenie wielkości zdarzeń awaryjnych i oszacowanie ich skutków. pojęcie bezpieczeństwa procesowego i problem zapobiegania stratom wynikającym z awarii w instalacjach chemicznych, energetycznych i spożywczych pojawiły się na przełomie lat 60 i 70 w wyniku wystąpienia wielu poważnych awarii przemysłowych na terenie europy i stanów zjednoczonych. zdarzenia związane z bezpieczeństwem procesowym mogą mieć skutki katastroficzne i mogą powodować śmierć lud obrażenia pracowników na terenie zakładu oraz członków społeczności lokalnych poza terenem zakładu. awarie mogą przyczynić się do znaczących zniszczeń w środowisku, na terenie zakładu lub poza zakładem. przykłady katastrof   w przemyśle procesowym przykładem katastrofy w przemyśle procesowym może być wypadek w zakładach chemicznych nypro ltd we flixborough w wielkiej brytanii w lipcu 1974 . fabryka produkowała głównie kaprolaktam, surowiec wykorzystywany do produkcji nylonu. w czasie produkcji z pękniętego rurociągu uwolniło się ok. 80 t. gorącego ciekłego cykloheksanu, którego pary utworzyły z powietrzem wybuchową mieszaninę. w wyniku eksplozji o sile równoważnej wybuchowi 30 t trotylu śmierć poniosło 28 pracowników zakładu, a 36 osób odniosło obrażenia (rys. 3). rys.  3.  fabryka chemiczna w miejscowości fixborough (anglia) po wybuchu w lipcu 1974 r. [4] fig. 3. chemical plant at fixborough, england, after disaster in july, 1974 7przegląd  spawalnictwa       vol. 88 6/2016 w lipcu 1976 r. nastąpiła groźna awaria w zakładach chemicznych w sevesto, włochy niespodziewany i niekontrolowany wzrost temperatury i ciśnienia w zbiorniku syntezy trójchlorofenylu doprowadził do uszkodzenia zaworu bezpieczeństwa. w wyniku awariinastąpił wyciek toksycznych gazów do atmosfery. wiejący wiatr spowodował skażenie terenu gazami na długości 6 kilometrów i o szerokości jednego kilometra. wypadkowi nadano nazwę katastrofa sevesto. chociaż w pierwszej chwili nie stwierdzono obrażeń ludzkich to w następnych dniach przeszło 200 osób trafiło do szpitali z powodu zatruć, tysiące zwierząt zdechło lub musiało być wybitych oraz została skażona gleba na obszarze 12 kilometrów kwadratowych. po katastrofie okazało się, że zarówno kierownictwo fabryki jaki władze lokalne nie miały przygotowanego planu postępowania awaryjnego mającego na celu minimalizację skutków awarii ani nie miały odpowiedniego wyposażenia ratunkowego. przedstawione powyżej awarie wraz z kilkoma innymi, które miały miejsce w latach siedemdziesiątych i osiemdziesiątych były powodem rozpoczęcia prac legislacyjnych mających na celu opracowanie zasad zwiększających bezpieczeństwo w przemyśle procesowym. dokumenty i przepisy związane   z zagadnieniami bezpieczeństwa w 1998 roku iec (international electrotechnical commission) opracował dokument 61508 zatytułowany “funkcjonalne bezpieczeństwo elektrycznych /elektronicznych/ programowalnych elektronicznych systemów bezpieczeństwa”. opublikowany dokument ustalał zasady projektowania systemów bezpieczeństwa zarówno dotyczące sprzętu jak i oprogramowania. dokument poza zaleceniami dotyczącymi projektowania systemów omawia sposoby i metody testowania zarówno na etapie odbioru jak i w czasie pracy produkcyjnej. norma ta stała się podstawowym dokumentem do opracowania następnych standardów. trzy kolejne normy związane z zagadnieniami bezpieczeństwa to iec 61511 dotycząca procesów, iec 61513 dotycząca energetyki jądrowej oraz iec 62061 dotycząca produkcji i wyposażenia. najważniejszą normą związaną z zagadnieniami bezpieczeństwa procesowego jest iec 61511. jest to techniczna norma ustalająca inżynierskie zasady, które gwarantują bezpieczeństwo procesów dzięki stosowaniu systemów odpowiedzialnych za bezpieczeństwo przemysłowych procesów. systemy takie są określane jako sis-safety instrumented systems. norma została zatytułowana: „functional safety safety instrumented systems for the process industry sector”. sis odgrywa podstawową rolę w zapewnieniu bezpiecznej warstwy ochronnej wokół procesu. system ten nazywany jest różnie: sis, system bezpieczeństwa, system awaryjnego odłączania, system bezpiecznego blokowania (emergency, srcs — safety related control system, safety shutdown system or safety interlock). jest to część systemu sterowania maszyny, której zadaniem jest zapobieganie sytuacjom zagrożenia. sis to specjalnie zaprojektowane systemy bezpieczeństwa, niezależne od automatyki sterującej przebiegiem procesu, zawierające elementy i zespoły automatyki oraz oprogramowanie. funkcjonują one przez cały czas w trybie bezpośredniej łączności z procesem wytwórczym (przetwórczym). zadaniem tych systemów bezpieczeństwa jest podejmowanie natychmiastowych działań, w celu usunięcia skutków wykrytych przez siebie niebezpiecznych zdarzeń zachodzących w procesie. iec 61511 jest obecnie podstawową normą służącą do projektowania systemów bezpieczeństwa w sektorze procesowym europejska komisja normalizacyjna, cenelec (europejski komitet normalizacyjny elektrotechniki) przyjęła opracowany dokument iec 61511 jako normę en 61511. oznacza to, że w każdym z krajów członkowskich unii europejskiej przyjęta norma jest publikowana jako norma krajowa. tekst normy krajowej odpowiada dokładnie zawartości normy europejskiej. iec 61511 zawiera wymagania dotyczące stosowania sis od rozpoczęcia projektu zakładu do ukończenia działalności zakładu. zawartość normy omawia początkową koncepcję układu bezpieczeństwa, wymagania projektowe, wdrożenie, okres działania, demontaż i utylizację. w usa normą podstawową do projektowania sis (systemów bezpieczeństwa) jest dokument ansi/isa 84.00.01-2004 wprowadzony we wrześniu 2004, będący odbiciem iec 61511. działania mające na celu ograniczanie negatywnych skutków prowadzenia działalności produkcyjnych doprowadziły do opracowania europejskich regulacji prawnych obowiązujących na terenie ówczesnej europejskiej wspólnoty gospodarczej. dokumentem tym była dyrektywa 82/501/ ewg z dnia 24 czerwca 1982 roku w sprawie zagrożenia poważnymi awariami przez niektóre rodzaje działalności przemysłowej, zwana dyrektywą seveso i. rozwój nauki, przeprowadzone analizy i ocena skuteczności obowiązujących regulacji zaowocowała wprowadzeniem przez radę wspólnoty europejskiej dyrektywy 96/82/we z dnia 9 grudnia 1996 r. w sprawie kontroli niebezpieczeństwa poważnych awarii związanych z substancjami niebezpiecznymi , zwanej dyrektywą seveso ii. przepisy wynikające z unijnych aktów prawnych zostały wdrożone do polskiego prawodawstwa m. in. w postaci ustawy „prawo ochrony środowiska”, tytuł iv „poważne awarie”. zarządzanie bezpieczeństwem procesowym zarządzanie bezpieczeństwem procesowym skupia się na projektowaniu bezpiecznych linii technologicznych, maszyn i systemów sterujących, analizach ryzyka projektowanych bądź istniejących układów, skutecznych kontrolach procesu, testach i konserwacji urządzeń, procedurach operacyjnych, zarządzaniu zmianami organizacyjnymi, postępowaniu powypadkowym oraz szkoleniu personelu. producent maszyny lub instalacji ma obowiązek zapewnienia, że wyrób wprowadzany na rynek wspólnoty europejskiej, został zaprojektowany i wytworzony zgodnie z postanowieniami odpowiednich dyrektyw nowego podejścia. wszystkie maszyny, poszczególne ich rodzaje lub instalacje spełniać muszą zasadnicze wymagania bezpieczeństwa, zawarte w załącznikach do poszczególnych dyrektyw europejskich. przedstawione powyżej normy nie muszą być stosowane na terenie unii europejskiej, ponieważ normy to tylko zalecenia techniczne. dokumentami prawnymi obowiązującym na terenie europy są dyrektywy. stosowanie norm jest jednak jak najbardziej zalecane, bowiem daje gwarancje spełnienia wymagań zasadniczych odpowiednich dyrektyw. art. 217 kodeksu pracy stanowi, że niedopuszczalne jest wyposażanie na obszarze rzeczpospolitej polskiej stanowisk pracy w maszyny i inne urządzenia techniczne, które nie spełniają wymagań dotyczących ich oceny zgodności z zasadniczymi wymaganiami bezpieczeństwa. pierwszym krokiem w kierunku zapewnienia bezpieczeństwa projektowanego lub modernizowanego zakładu przemysłowego jest identyfikacja możliwych zagrożeń. istnieje wiele narzędzi i metod wspomagających identyfikację. są to m. in. : – wstępna analiza zagrożeń pha (preliminary hazard analysis), – badanie zagrożeń i zdolności do działania – hazop (hazard and operability studies), 8 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 6/2016 – listy kontrolne, ocena ekspercka. wybór odpowiedniej metody zależy od takich czynników jak: wielkość obiektu, jego złożoność, dostępność danych historycznych czy etap cyklu życia (projektowanie, eksploatacja, modernizacja). następnym etapem jest oszacowanie możliwych konsekwencji i prawdopodobieństwa wystąpienia zdarzenia niebezpiecznego. do tego stosuje się różne techniki jakościowe, półilościowe i ilościowe. mogą to być: – procedura analizy rodzajów i skutków uszkodzeń – fmea (failure mode & effect analysis), – analiza drzewa niezdatności – fta (fault tree analysis), – analiza drzewa zdarzeń – eta (event tree analysis), – analiza warstw zabezpieczeń – lopa (layer of protection analysis). wybór konkretnej metody znów będzie uzależniony od dostępności parametrów ilościowych, stopnia złożoności procesu i występującej aparatury kontrolno-pomiarowej. czynniki techniczne wpływające   na bezpieczeństwo procesu  bezpieczeństwo maszyny/urządzenia lub procesu zależy głównie od trzech czynników: – konstrukcji maszyny lub przebiegu procesu, – zastosowanych rozwiązań systemów sterujących oraz użytych zabezpieczeń, – stosowanych procedur oraz zachowań ludzkich. w wielu gałęziach przemysłu jak przemysł chemiczny, energetyka jądrowa, przemysł spożywczy, kosmetyczny, petrochemiczny, główne źródło zagrożenia tkwi często w procesie. najnowsze kierunki rozwoju systemów bezpieczeństwa to tworzenie systemów wewnętrznie bezpiecznych określanych również konstrukcjami wewnętrznie bezpiecznymi. proces wewnętrznie bezpieczny stwarza niewielkie zagrożenie nawet w przypadku powstania awarii. proces taki nie wymaga rozbudowanego układu sterującego odpowiedzialnego za bezpieczeństwo. często jest przedstawiany jako przeciwieństwo do tych procesów, w których wysoki poziom zagrożeń jest kontrolowany przez sterujące systemy bezpieczeństwa. przy projektowaniu układów wewnętrznie bezpiecznych usiłuje się nie dopuścić do powstawania zagrożeń zamiast tworzyć systemy kontrolujące te zagrożenia. dziedzina wiedzy związana z tworzeniem procesów i maszyn wewnętrznie bezpiecznych jest rozwijana dopiero od kilkunastu lat i stosunkowo mało znana projektantom. konstrukcje wewnętrznie bezpieczne powstają według pewnej filozofii wdrażanej w trakcie tworzenia procesu lub maszyny. ten sposób myślenia został zapoczątkowany przez theodora kletza po wypadku w zakładach chemicznych nypro ltd we flixborough i powinien towarzyszyć cyklom eksploatacji urządzenia, wliczając w to wyprodukowanie, transport, przechowywanie, użycie oraz składowanie późniejszych odpadów. są cztery zasady postępowania związane z projektowaniem konstrukcji i procesów wewnętrznie bezpiecznych: – zamiana, zamiana polega na wyeliminowaniu czynnika lub zastąpieniu go innym, mniej szkodliwym, powodującym mniejsze zagrożenie. – minimalizacja, minimalizacja – zwana także intensyfikacją polega na użyciu mniejszej ilości niebezpiecznych materiałów (w przypadku konieczności ich zastosowania). – umiarkowanie, umiarkowanie – określane również tłumieniem lub ograniczaniem, polega na użyciu materiałów niebezpiecznych w sposób ograniczający stopień ich szkodliwości (poprzez rys. 4. przykład niewłaściwie zaprojektowanej instalacji wymagającej uproszczenia fig. 4. an example of badly designed process installation rys.  5.  przykład zabezpieczenia obszaru niebezpiecznego przed wtargnięciem człowieka [3] fig. 5. protective of human before entering dangerous area chłodzenie, rozcieńczanie, przetwarzanie w łagodniejszych warunkach). – upraszczanie, upraszczanie – zwane również tolerancją na błędy polega na eliminowaniu skomplikowania. upraszczanie zmniejsza ryzyko wystąpienia błędów wynikających z czynnika ludzkiego przy obsłudze urządzeń. rys. 6. przykład aktywnego systemu bezpieczeństwa [5] fig. 6. active safety system następna metoda zwiększania bezpieczeństwa polega na niedopuszczaniu pracowników w obszar niebezpieczny tworzony przez pracujące maszyny lub instalacje. nadzór nad obszarami niebezpiecznymi jest zapewniany przez system osłon stałych i ruchomych, kurtyn świetlnych, skanerów laserowych, system mat bezpieczeństwa, itp. wejście pracownika w obszar niebezpieczny powinno skutkować zatrzymaniem maszyny lub linii technologicznej. 9przegląd  spawalnictwa       vol. 88 6/2016 wymagany   poziom sil wytworzona ochrona przed zagrożeniami 4 ochrona przed katastroficznymi zagrożeniami dla społeczności lokalnej 3 ochrona przed umiarkowanymi zagrożeniami dla pracowników i społeczności lokalnej 2 zabezpieczenie sprzętu i produkcji, umiarkowany poziom ochrony zdrowia pracowników 1 umiarkowane zabezpieczenie urządzeń i procesów rys.  7.  wymagane poziomy sil w zależności od wytwarzanych zagrożeń fig. 7. required sil levels as function of risk w wielu przypadkach (zwłaszcza w przemyśle procesowym) pracownik musi przebywać w strefach niebezpiecznych. bezpieczną pracę systemów zapewniamy tworząc systemy bezpieczeństwa o określonym współczynniku niezawodności działania. systemy bezpieczeństwa można podzielić na aktywne i pasywne. w aktywnych systemach bezpieczeństwa występują odpowiednie czujniki informujące o stanach procesu lub maszyny, układy logiczne analizujące bieżącą sytuację i podejmujące odpowiednie decyzje oraz zespoły wykonawcze realizujące te decyzje (rys. 6). wyższy poziom bezpieczeństwa, w stosunku do omówionego wcześniej, zapewniają pasywne systemy bezpieczeństwa, bardziej odporne na awarie, aczkolwiek trudniejsze do realizacji, jeszcze rzadko stosowane. układy te, w przeciwieństwie do aktywnych, mają tę zaletę, że nie potrzebują zasilania. w przypadkach zagrożenia elementy biernego układu bezpieczeństwa inicjują pewne działania, jak zmiana otwarć szczelin dławiących, zalanie układu czy wprowadzenie prętów kontrolnych w rdzenie reaktorów. działania te wynikają z praw fizyki (rozszerzalność cieplna, prawa grawitacji) i nie mogą nie zadziałać. takie systemy bezpieczeństwa są bardziej niezawodne w porównaniu z systemami aktywnymi. każdy układ sterujący jest złożony z elementów o określonej zawodności. nie ma elementów ani systemów niezawodnych. projektant układów odpowiedzialnych za bezpieczeństwo ma obowiązek dopasowania niezawodności działania tego systemu do zagrożeń określonych w procesie oceny ryzyka. normy iec 61508 oraz iec 61511 (normy dla przemysłu chemicznego i procesowego) wymagany stopień ograniczenia ryzyka oraz zdolność systemu do ograniczania ryzyka definiują przez podanie parametru sil (safety integrity level) nazywanego poziomem nienaruszalności bezpieczeństwa. występują cztery poziomy sil. poziom zapewniający najniższe bezpieczeństwo to poziom sil 1, natomiast najwyższy stopień bezpieczeństwa gwarantują układy z poziomem sil 4. wzrost bezpieczeństwa ma również związek z opracowaniem oraz stosowaniem odpowiednich procedur. strategie proceduralne obejmują przestrzeganie standardowych procedur obsługowych, procedur związanych z zasadami bezpieczeństwa, szkolenia i trening pracowników. procedury powinny dotyczyć zagrożeń spowodowanych z przyczyn technicznych oraz zagrożeń powstałych z powodu zagrożeń środowiskowych bądź działalności ludzkiej. ponieważ stosowane zabezpieczenia techniczne nie gwarantują pełnego bezpieczeństwa, w procesach stwarzających zagrożenia dla społeczności lokalnych wymagane rys. 8.  schemat pokazujący wielowarstwowe poziomy zabezpieczeń: design(projekt procesu), basic proces control system-system sterowania procesem, alarms, operator intervention-alarmy i działania obsługi, safety instrumentem systemsystem odpowiedzialny za bezpieczeństwo, physical protection (relief devices)-urządzenia bezpieczeństwa, physical protection (bund/fire wall)kurtyny wodne, plant emergency responsezakładowy system ratowniczy, community emergency responseśrodowiskowe systemy ratunkowe fig. 8. draft of multilayer protection system jest ponadto stosowanie wielowarstwowych poziomów zabezpieczeń (rys. 8). jeden poziom zabezpieczeń nie daje gwarancji zapewnienia bezpieczeństwa procesowi lub personelowi, jeśli pojawia się niebezpieczny incydent. z tego powodu bezpieczeństwo trzeba zapewnić na wielu poziomach zabezpieczeń. większość pracy wykonanej przez projektanta dotyczącej zagrożenia zawartego w procesie (maszynie) oraz ocena potencjalnego ryzyka jest związana z określeniem wymagań dotyczących redukcji ryzyka oraz przypisaniem tych wymagań do poszczególnych poziomów zabezpieczeń (protection layers). wielowarstwowe systemy zabezpieczeń to układy, które nie powinny dopuścić do sytuacji awaryjnej oraz systemy, których działanie powinno wystąpić po zaistnieniu awarii. układy zabezpieczające przed powstaniem awarii to właściwie zaprojektowany proces, system sterowania przebiegiem procesu, układy bezpieczeństwa – działania operatorów oraz systemy sis. do układów które powinny zadziałać po zaistnieniu awarii zaliczamy układy gaśnicze, zraszacze, kurtyny wodne itp.. zaliczają się tutaj również alarmy, śluzy bezpieczeństwa, procedury oraz przygotowanie personelu zakładowego oraz służb lokalnych, pozazakładowych (służb chemicznych, medycznych, przeciwpożarowych) na wypadek zagrożenia. aby wielowarstwowy system zabezpieczeń spełniał funkcje bezpieczeństwa musi być spełniony warunek, że każda warstwa działa niezależnie od pozostałych. kolejne warstwy nie mogą zawierać elementów (czujniki, zawory, itp.) umieszczonych w innych warstwach. bezpieczeństwo procesowe powinno być w pierwszej kolejności nastawione na niedopuszczenie do wystąpienia zagrożeń. jeśli pomimo zastosowanych zabezpieczeń nastąpiła katastrofa wówczas należy rozpocząć plan zachowań awaryjnych na terenie zakładu oraz poza terenem a także podjąć działania minimalizujące powstałe straty. zgodnie z obowiązującym ustawodawstwem do obowiązków zakładu procesowego należy opracowanie planu kryzysowego oraz zabezpieczenie niezbędnego wyposażenia awaryjnego. należy dodać że plan kryzysowy nie jest fragmentem stałych procedur fabrycznych. plan ten powinien w trakcie działalności zakładu być cyklicznie rozwijany. rozwój planu powinien wynikać z gromadzonej wiedzy dotyczącej zachowania instalacji i maszyn w okresie produkcyjnym, 10 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 6/2016 literatura [1] http://www.industrial-monitor.pl/informacje/bezpieczestwo/3031 bezpieczeństwo procesów przemysłowych. [2] http://www.kierunekchemia.pl/artykul,5388, [3] http://www.schmersal.pl [4] http://en.wikipedia.org/wiki/industrial_safety_systems [5] http://www.endress.home.pl [6] kramarek w.: strategia bezpieczeństwa maszyn i instalacji, journal of machine engineering, wrocław, 2012. [7] kramarek w., konstrukcje wewnętrznie bezpieczne, mechanik, nr 4/2015. [8] dźwiarek m., systemy lokalizacji w czasie rzeczywistym w bezpieczeństwie maszyn, mechanik nr 07/2015. [9] kramarek w., zagadnienia bezpieczeństwa elektrowni jądrowej, mechanik, nr2/2016, str.125-128. wnioski procesy, nieodłącznie związane z wysokimi temperaturami, ciśnieniami i toksycznymi materiałami stwarzają duże zagrożenia dla pracowników oraz społeczności lokalnej. po serii poważnych katastrof przemysłowych, w krajach rozwiniętych powstał szereg regulacji technicznych, których celem jest zmniejszenie prawdopodobieństwa zaistnienia katastrofy. projekt instalacji powinien minimalizować prawdopodobieństwo wystąpienia uszkodzeń mogących prowadzić do niebezpiecznych sytuacji. rozwiązania techniczne przewidywane w projekcie muszą być zgodne z dobrą sztuką inżynierską. na wszystkich etapach projektowania i przygotowania procedur obsługowych trzeba uwzględniać problemy współpracy człowieka z obiektem. złożenie wniosku o dopuszczenie do budowy instalacji zakładowej musi być poprzedzone pełną analizą bezpieczeństwa pracy zakładu. instalacje muszą być wykonywane zgodnie z przepisami dotyczącymi jakości wykonania. uruchomienie instalacji musi zostać poprzedzone kompleksową walidacją zbudowanych instalacji i maszyn. koniecznym etapem jest szkolenie personelu obejmujące pracę w warunkach normalnej eksploatacji i w stanach awaryjnych oraz instrukcje działania awaryjnego i wytyczne działań w stanach awarii. w okresach testowania wyposażenia, serwisowania i prowadzonych remontów. najważniejsza dla przemysłu procesowego en 61511 zawiera w swoich podstawowych rozdziałach wskazania dotyczące oceny ryzyka projektowanego bądź modernizowanego zakładu oraz zasady projektowania dotyczące systemów sterujących odpowiedzialnych za bezpieczeństwo, zasady wykonania tych systemów oraz ich odbioru. norma ta jako jeden z pierwszych dokumentów regulacyjnych dla przemysłu procesowego omawia problemy wcześniej pomijane, dotyczące zasad eksploatacji układów bezpieczeństwa. zagadnienia te, niezwykle ważne z punktu widzenia bezpieczeństwa, dotyczą, w okresie działania zakładu, zasad testowania układów sis pod kątem sprawdzania ich poprawności działania. norma omawia też zalecane działania po zaprzestaniu produkcji i na etapie utylizacji maszyn i instalacji procesowych. ps 8 2017 www.pdf 22 przegląd  spawalnictwa vol. 89 8/2017 korozja połączenia spawanego   wykonanego na stali austenitycznej x2crni18-9   wywołana występowaniem fazy sigma corrosion of weldment made on austenitic steel x2crni18-9 caused by sigma phase dr inż. marzena lachowicz – politechnika wrocławska; mgr inż. dominika nowak; dr inż. maciej lachowicz – politechnika wrocławska; machinefish materials & technologies sp. z o.o. sp. k. autor korespondencyjny/corresponding author: marzena.lachowicz@pwr.edu.pl streszczenie w pracy przedstawiono wyniki badań przeprowadzonych w celu ustalenia przyczyny wystąpienia korozji elementu wykonanego ze stali austenitycznej gatunku x2crni18-9. korozję obserwowano w szczególności w obszarach występowania złączy spawanych. stwierdzono, że przyczyną powstania korozji była obecność fazy sigma wydzielonej podczas spawania badanych elementów konstrukcyjnych. stwierdzono, że austenit wykazuje anodowy charakter w stosunku do fazy sigma, co prowadzi do inicjacji wżerów korozyjnych w wyniku powstającego efektu galwanicznego i dalszego rozwoju korozji. słowa kluczowe: stal austenityczna; połączenia spawane; x2crni18-9; 304l; faza sigma; korozja abstract the paper presents results of the research performed in order to determine causes of corrosion of the part made of austenitic steel of the x2crni18-9 grade. in particular the corrosion was observed in the areas of welded joints. it has been found that the cause of the corrosion was presence of the sigma phase precipitated during welding of the tested structural components. also, it has been found that austenite shows the anodic character in relation to the sigma phase, which led to initiation of corrosion pits, as a result of the galvanic effect created, and further development of the corrosion. keywords:  austenitic steel; weldment; x2crni18-9; 304l; sigma phase; corrosion wprowadzenie występująca w układzie fe-cr faza σ należy do faz międzymetalicznych o sieci tetragonalnej gęsto upakowanej (tcp). cechuje się dużą twardością i kruchością w temperaturze pokojowej, co przyczynia się do obniżenia właściwości wytrzymałościowych i plastycznych materiałów konstrukcyjnych. po raz pierwszy została zaobserwowana w stalach austenitycznych w 1966 roku [1]. występuje przy zawartości żelaza w zakresie od ok. 42 do 50% at. chromu i jest stabilna w temperaturze niższej od t = 820 °c (rys. 1). wydzielanie bogatej w chrom fazy σ prowadzi do obniżania w jej otoczeniu zawartości tego pierwiastka. głównie z tym wiąże się spadek odporności korozyjnej stali austenitycznych zawierających w mikrostrukturze tę fazę [1]. krystalizacja fazy σ może zachodzić bezpośrednio z austenitu, wymaga to jednak długiego czasu ekspozycji w podwyższonej temperaturze. z tego względu wydzielenia tego typu spotykane są w materiałach konstrukcyjnych pracujących marzena lachowicz, dominika nowak, maciej lachowicz przeglad welding technology review przez dłuższy okres w podwyższonych temperaturach. dużo łatwiejsze jest zarodkowanie fazy σ na granicach międzyfazowych δ/γ lub bezpośrednio z ferrytu δ, który jest bogatszy w chrom niż austenit [1÷3] (rys. 2). ferryt δ może ulegać całkowitemu rozpadowi lub tylko częściowemu, co wskutek reakcji (δ→γ+σ) prowadzi do powstania eutektoidu [4,5]. rys. 1. fragment wykresu równowagi fazowej układu fe-cr fig. 1. fragment of phase balance diagram of fe-cr system 23przegląd  spawalnictwa vol. 89 8/2017 powstawanie fazy σ może towarzyszyć różnym technologiom związanym z wytwarzaniem czy łączeniem części maszyn i urządzeń wykonanych ze stali austenitycznych, a im wyższa zawartość chromu w stopie, tym większa tendencja do jej wydzielania [1]. niebezpieczeństwo wydzielania się tej fazy podczas spawania zwiększa się wraz z rosnącą zawartością ferrytu δ w mikrostrukturze stali austenitycznej [5]. sprzyja temu również segregacja składu chemicznego powstająca podczas spawania, która powoduje, że faza δ znajdująca się w pierwszych ściegach spoiny może ulegać przemianie w fazę σ w wyniku jej nagrzewania przez kolejne ściegi [5,6]. materiał i metodyka materiał do badań stanowiła pokrywa komory pompowej wykonana ze stali gatunku x2crni18-9 (1.4307) zgodnie z pn-en 10088-1, która uległa przedwczesnemu zużyciu w wyniku powstania korozji po roku eksploatacji komory. jej odpowiednikiem według norm aisi jest gatunek 304l. skład chemiczny stali został potwierdzony z wykorzystaniem metody optycznej spektrometrii emisyjnej (gdoes) firmy leco gds500a. badania makroskopowe wykonano z zastosowaniem mikroskopu stereoskopowego leica m205 c, natomiast mikroskopowe z wykorzystaniem mikroskopów leica dm 6000 m oraz phenom world prox. nie jest znana metoda i parametry spawania badanej pokrywy. element narażony był na ciągłe oddziaływanie roztworu korozyjnego zawierającego jony chlorkowe, których stężenie czasowo dochodziło do 500 mg/dm3, a ph zawierało się w zakresie od 6.2 do 7.6. pokrywa była również narażona na czasowe działanie roztworów podchlorynu sodu i kwasu siarkowego. badania własne badania mikrostruktury materiału rodzimego  i połączeń spawanych podczas badań makroskopowych badanego elementu stwierdzono występowanie licznych lokalnych zniszczeń spowodowanych procesami korozyjnymi. przejawiało się to powstaniem przebarwień oraz brunatnych produktów korozji na powierzchni pokrywy, występujących w obszarach występowania złączy spawanych, a także obecnością wżerów korozyjnych. widok ogólny przykładowej spoiny wykonanej na badanym elemencie pokazano na rysunku 3. poza obszarami połączeń spawanych nie obserwowano widocznych makroskopowo zmian korozyjnych badanego elementu. rys.  2.  mechanizmy wydzielania fazy sigma w stalach austenitycznych: a) bezpośrednio z fazy γ i na granicy międzyfazowej δ/γ, b) z fazy δ. na podstawie [1,2] fig. 2. mechanisms of sigma phase separation in austenitic steels: a) directly from the γ phase and on the δ/γ interface, b) from the δ phase. based on [1,2] rys.  3.  obraz stereoskopowy połączenia spawanego. widoczne utlenienie powierzchni wokół spoiny objawiające się powstaniem przebarwień korozyjnych oraz ognisk korozji wżerowej (zaznaczone strzałkami) fig. 3. stereoscopic image of a welded joint. visible oxidation of the surface around the weld revealing the formation of corrosive stains and pitting corrosion (indicated by arrows) rys.  4.  mikrostruktura materiału rodzimego. widoczny austenit z ciągłymi wydzieleniami ferrytu delta ułożonego w formie pasm. stan trawiony. mikroskopia świetlna fig. 4. microstructure of native material. visible austenite with continuous delta ferrite strips arranged in strips. state etched. light microscopy a) b) badany element charakteryzował się występowaniem mikrostruktury austenitycznej ze znaczną ilością ferrytu δ ułożonego w formie pasm zgodnie z kierunkiem przeróbki plastycznej (rys. 4). w obszarze spoiny stwierdzono mikrostrukturę dendrytyczną stali austenitycznej z licznymi wydzieleniami faz występujących w obszarach międzydendrytycznych (rys 5). 24 przegląd  spawalnictwa vol. 89 8/2017 w celu potwierdzenia występowania w mikrostrukturze fazy σ badany materiał wytrawiono zgodnie z metodą a normy astm 923, która powoduje barwne zróżnicowanie pasm ferrytu δ oraz wydzieleń fazy σ. potwierdziło to obecność fazy σ w mikrostrukturze połączeń spawanych, której wydzielanie następowało w obszarach fazy δ. nie stwierdzono jej obecności w materiale rodzimym, a jedynie występowanie pasm ferrytu δ. w strefie wpływu ciepła obserwowano jednocześnie występowanie obu faz, przy czym ilość fazy σ malała wraz z oddaleniem się od obszaru spoiny (rys. 6, 7). nie jest znana technologia wykonania badanych połączeń spawanych, można jednak przypuszczać, że podczas spawania zastosowano wysokochromowe stopiwo, które zwiększyło tendencję do wydzielania się fazy sigma w wyniku zwiększonej zawartości chromu. rys. 5. a) makrostruktura, b) mikrostruktura połączenia spawanego. w obszarze spoiny widoczna mikrostruktura dendrytyczna z wydzieleniami faz występującymi w obszarach międzydendrytycznych austenitu. stan trawiony. mikroskopia świetlna fig. 5. a) macrostructure, b) microstructure of welded joints. in the weld area visible dendritic microstructure with phase separation occurring in the interdendritic austenite. state etched. light microscopy rys. 7. mikrostruktura w obszarze swc. widoczne wydzielenia fazy σ oraz δ ułożone pasmowo wzdłuż kierunku przeróbki plastycznej. trawiono zgodnie z metodą a normy astm 923. mikroskopia świetlna fig. 7. microstructure in swc area. visible phase separation σ and δ staggered along the plastic working direction. it was etched according to method a of astm 923. light microscopy rys.  6.  mikrostruktura w obszarze spoiny. widoczne wydzielenia fazy σ występujące w obszarach międzydendrytycznych austenitu. trawiono zgodnie z metodą a normy astm 923. mikroskopia świetlna fig. 6. microstructure in the weld area. visible phase separation σ occurring in the interdendritic areas of austenite. it was etched according to method a of astm 923. light microscopy a) b) ujawniły roztwarzanie granic ziaren austenitu, a także obszarów występowania pasm ferrytu δ (rys. 8). identyfikację fazy δ (pkt. 1, rys 8) potwierdza również obecność w jej składzie chemicznym manganu, o większej rozpuszczalności w ferrycie niż w austenicie (pkt. 2, rys. 8), a także wyższa niż w austenicie zawartość chromu. mangan nie jest obecny również w składzie chemicznym fazy σ. roztwarzanie wydzieleń ferrytu δ w obecności austenitu wskazuje na jego anodowy charakter w eksploatacyjnym środowisku korozyjnym. obraz mikroskopowy powierzchni próbki reprezentujący obszar przetopu materiału po stronie spoiny pokrytej produktami korozji przedstawiono na rysunku 9. stwierdzono roztwarzanie fazy γ, występujące na całej powierzchni i ujawniające jej dendrytyczny charakter. w strefie wpływu ciepła stwierdzono występowanie lokalnej korozji wżerowej w obszarach istnienia dendrytycznej fazy σ (rys. 10). przeprowadzone badania mikroskopowe wskazują, że austenit wykazuje anodowy charakter w stosunku do fazy sigma, co prowadzi do powstawania mikroogniw korozyjnych pomiędzy austenitem i σ, a w konsekwencji do korozji austenitu. sprzyja temu zubożenie w chrom obszarów przyległych do fazy σ. badania mikroskopowe zmian korozyjnych przeprowadzono badania mikroskopowe powierzchni materiału rodzimego eksponowanego na oddziaływanie czynnika korozyjnego. pomimo niewidocznych makroskopowo zmian korozyjnych, obserwacje mikroskopowe sem 25przegląd  spawalnictwa vol. 89 8/2017 rys. 8. zmiany korozyjne występujące na powierzchni materiału rodzimego. widoczne roztwarzanie granic ziaren oraz ferrytu delta. punktami 1 i 2 zaznaczono miejsca wykonania mikroanalizy składu chemicznego. sem fig. 8. corrosive changes occurring on the surface of native material. visible breaking of grain boundaries and delta ferrite. points 1 and 2 indicate where the microanalysis of the chemical composition is located. sem rys. 9. strefa przetopienia spoiny punktowej. widoczne roztwarzanie dendrytycznych wydzieleń austenitu i produkty korozji pokrywające powierzchnię. sem fig. 9. remelting zone of the spot weld. visible cracking of dendritic austenite precipitates and corrosion products covering the surface.sem rys. 10. strefa wpływu ciepła. widoczna korozja wżerowa austenitu powstała wokół dendrytycznych wydzieleń fazy σ (zaznaczone strzałkami). w punkcie 1 zaznaczono miejsce wykonania mikroanalizy składu chemicznego. sem fig. 10. zone of heat impact. visible pitting corrosion of austenite was formed around the dendritic phases of σ (marked with arrows). the microanalysis of chemical composition is indicated in point 1. sem symbol  pierwiastka % at. % wag. fe 22,11 39,77 o 60,55 31,20 cr 17,34 29,03 symbol   pierwiastka % at. % wag. fe 59,03 66,39 cr 24,85 26,02 o 13,05 4,21 mn 3,07 3,39 symbol  pierwiastka % at. % wag. fe 53,23 65,77 cr 14,35 16,51 o 25,81 9,14 ni 6,61 8,58 a) punkt 1 punkt 2 b) punkt 1 26 przegląd  spawalnictwa vol. 89 8/2017 literatura [1] c.-c. hsieh, w. wu: overview of intermetallic sigma (σ) phase precipitation in stainless steels, vol. 2012, isrn metallurgy, pp. 2-17, 2012. [2] y. s. na, n. k. park, r. c. reed: sigma morphology and precipitation mechanism in udimet 720li, vol. 43, scripta materiala, pp. 585-590, 2000. [3] r. l. plaut, c. herrera, d. m. escriba, p. r. rios, a. f. padilha: a short review on wrought austenitic stainless steels at high temperatures: processing, microstructure, properties and performance; vol. 10, nr 4, pp. 453-460, 2007. podsumowanie  spawanie stali austenitycznej zawierającej wydzielenia ferrytu δ może prowadzić do powstawania fazy σ w obszarze przetopienia i strefie wpływu ciepła. prowadzi to nie tylko do obniżenia właściwości mechanicznych łączonych elementów konstrukcyjnych, ale również sprzyja wystąpieniu silnej korozji elektrochemicznej, szczególnie w roztworach zawierających jony chlorków. w stalach austenitycznych zawierających ferryt delta i fazę sigma, najwyższy potencjał elektrochemiczny wykazuje faza sigma. anodowy charakter austenitu w stosunku do fazy σ, prowadzi do inicjacji procesów korozyjnych w jej otoczeniu. im wyższa zawartość fazy σ w mikrostrukturze stali, tym bardziej rozbudowana powierzchnia ulegająca procesom korozyjnym. w obszarze przetopienia, gdzie obserwowano wydzielanie się dużej ilości tej fazy, korozja dotyczyła całej powierzchni elementu. w swc, gdzie obserwowano mniejszą zawartość fazy σ, stwierdzono występowanie lokalnej korozji wżerowej, zainicjowanej w miejscach jej istnienia. ze względu na agresywne środowisko, korozja objęła również materiał rodzimy, jednak miała ona bardziej powierzchowny charakter i nie była obserwowalna makroskopowo. wyższa zawartość chromu występująca w ferrycie δ sprzyja tworzeniu fazy σ. z tego względu stosowanie stopiw wysokochromowych będzie dodatkowo zwiększało tendencję do wydzielania się tej fazy. sprzyja jej również oddziaływanie złożonych cykli cieplnych podczas spawania. niemniej jednak wydzielanie się fazy σ podczas spawania pozwoli uniknąć dokładna kontrola procesu spawania ograniczająca możliwość nadmiernego przegrzania materiału. natomiast usunięcie wydzielonej już fazy σ, możliwe jest wyłącznie na drodze obróbki cieplnej połączenia spawanego (przesycania). [4] d. m. e. villanueva, f. c. p. junior, r. l. plaut, a. f. padilha: comperative study on sigma phase precipitation of three types of stainless steels: austenitic, superferritic and duplex; vol. 22, nr 9, pp. 1098-1104, 2006. [5] e. tasak, a. ziewiec, m. ciesielka: pękanie połączeń spawanych eksploatowanych w podwyższonych temperaturach, vol. 7, s. 7-9, 2007. [6] e. tasak: metalurgia spawania, kraków, 2008. ps 12 2017 www.pdf 46 przegląd  spawalnictwa vol. 89 12/2017 modelowanie naprężeń własnych w procesie przetapiania  mikroplazmowego powłoki al na stali modeling of residual stresses in the process of microplasma remelting of al coating on steel substrate dr inż. jolanta zimmerman; dr hab. inż. dariusz golański, prof. pw; dr hab. inż. tomasz chmielewski, prof. pw  – politechnika warszawska. autor korespondencyjny/corresponding author: streszczenie w pracy zaprezentowano wyniki modelowania naprężeń własnych w warstwie feal powstałej w procesie przetapiania mikroplazmowego powłoki aluminiowej natryskanej uprzednio na podłożu stalowym. zbudowano płaski model numeryczny (mes) układu warstwa feal-podłoże stalowe o wymiarach odpowiadających rzeczywistym próbkom. przeprowadzono analizę sprzężoną cieplno-mechaniczną, w której parametry przetapiania odpowiadały tym, które zapewniały tworzenie się warstwy feal na podłożu stalowym. analiza wykazała występowanie rozciągających naprężeń własnych w warstwie międzymetalicznej oraz ściskających w podłożu stalowym. dodatkowo, przeprowadzono pomiary wygięcia rzeczywistych próbek z wytworzoną warstwą feal, które posłużyły do weryfikacji modelu numerycznego. słowa kluczowe: warstwy feal; przetapianie mikroplazmowe; naprężenia własne; modelowanie mes; krzywizna wygięcia abstract the paper presents the results of residual stress modeling in feal surface layer produced in the process of microplasma remelting of aluminum coating previously sprayed onto a steel substrate. the plane stress numerical model (fem) of feal-steel substrate system with geometry and dimensions reflecting real samples has been built. the coupled thermo-mechanical analysis has been conducted in which the remelting parameters ensuring formation of feal surface layer were used. the analysis showed the existence of tensile residual stresses in the intermetallic layer and compressive stresses inside the substrate material. additionally, the conducted deflection measurement of produced samples with feal layer allowed to verify developed numerical model of analyzed feal/steel system. keywords: feal layers; plasma remelting; residual stresses; fem modeling; curvature measurements wstęp prace nad rozwojem i zastosowaniem materiałów intermetalicznych prowadzone są w wielu ośrodkach naukowych. obecnie najczęściej stosowanymi materiałami na bazie faz międzymetalicznych są materiały z układów fe-al, ti-al oraz ni-al. najciekawszym materiałem ostatnich lat, ze względu na koszt materiałów podstawowych, są stopy z układu fe-al, z kolei ze względu na właściwości mechaniczne – stopy z układu ti-al. materiały na bazie uporządkowanych faz międzymetalicznych z układów fe-al oraz ti-al charakteryzują się wysoką wytrzymałością i odpornością na utlenianie, a także małą gęstością. mogą pracować w temperaturze powyżej 900 °c utrzymując przy tym stabilność struktury i wiązań chemicznych. między innymi dlatego znajdują obecnie szerokie zastosowanie w przemyśle energetycznym, motoryzacyjnym, lotniczym, a także spożywczym [1,2]. w niniejszym rozdziale zamieszczono wyniki badań nad nowymi metodami wytwarzania warstw intermetalicznych jolanta zimmerman, dariusz golański, tomasz chmielewski przeglad welding technology review na podłożu stalowym. wykorzystano procesy technologiczne wywodzące się z tradycyjnych metod z zakresu inżynierii spajania z wykorzystaniem skoncentrowanego źródeł ciepła. polegało to na wytwarzaniu warstw powierzchniowych w procesie dwuetapowym składającym się z łukowego natryskiwaniu czystego glinu na podłoże stalowe, a następnie przetopieniu uzyskanej powłoki wraz z częścią materiału z podłoża za pomocą skoncentrowanego strumienia plazmowego. w efekcie w procesie przetapiania powstały warunki umożliwiające utworzenie in-situ warstwy powierzchniowej zawierającej feal co potwierdzone zostało pomiarami twardości oraz rentgenowską analizą fazową analizowanych warstw [3]. obecnie, wytwarzane warstwy intermetaliczne poprzez natrysk cieplny gotowymi (komercyjnymi) proszkami na bazie faz międzymetalicznych są bardzo kosztowne. dodatkowo takie warstwy mają skłonność do rozwarstwiania się, charakteryzują się wysoką porowatością oraz ograniczoną przyczepnością do podłoża. doi: http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v89i12 .846 47przegląd  spawalnictwa vol. 89 12/2017 natomiast proces przetapiania pozwala na uzyskanie drobnoziarnistej struktury materiału podstawowego. dzięki takiej obróbce często zostają zlikwidowane defekty struktury po obróbce plastycznej, a materiał podstawowy uzyskuje wysoką jednorodność i odporność na zmęczenie [4]. połączenie tych dwóch procesów (natryskiwania oraz przetapiania) pozwala na uzyskanie warstw na bazie faz międzymetalicznych oraz właściwości charakteryzujące warstwy przetapiane [5]. jednym z ważniejszych problemów towarzyszących procesom wytwarzania warstw powierzchniowych jest zagadnienie naprężeń własnych. powstają one podczas chłodzenia układu warstwa-podłoże powstałego w podwyższonej temperaturze i wynikają głównie z różnicy właściwości cieplno-fizycznych między materiałami warstwy i podłoża [6]. niekorzystny stan naprężeń własnych w warstwie czy też na granicy warstwy i podłoża może doprowadzić do powstawania pęknięć w warstwie, jej odwarstwiania się od podłoża, a w końcowym efekcie zniszczenia warstwy obniżając trwałość eksploatacyjną danego wyrobu [7]. w celu oszacowania stanu naprężeń własnych jaki powstaje w układzie warstwy międzymetalicznej typu fe-al, powstałej poprzez przetapianie mikroplazmowe stalowego podłoża z natryskaną powłoką z glinu przeprowadzono symulację numeryczną metodą elementów skończonych naprężeń własnych w modelu odzwierciedlającym próbki, dla na których wytwarzano warstwy feal. dodatkowo, przeprowadzono pomiary wygięcia rzeczywistych próbek z przetopioną warstwą (feal) w celu weryfikacji opracowanego modelu numerycznego. modelowanie naprężeń własnych przeprowadzono modelowanie numeryczne naprężeń własnych generowanych w czasie przetapiania powłoki al na podłożu s235jr (98,5% fe). warunki modelowania odpowiadały rzeczywistym próbom przetapiania, w wyniki których wytworzona została warstwa międzymetaliczna feal o średniej grubości powłoki feal po przetopieniu 0,25 mm, (grubość podłoża stalowego wynosiła 2 mm). wytworzona warstwa obejmowała prostokątny obszar o wymiarach 30 x 20 mm. warstwa feal została wytworzona wielościegowo przy szerokości pojedynczego ściegu wynoszącego 3 mm. tablica i. własności termomechaniczne stopu feal przyjęte do analizy table i. thermomechanical properties of feal alloy assumed for analysis tablica ii. własności termomechaniczne stali s235 przyjęte do analizy table ii. thermomechanical properties of s235 steel assumed for analysis przeprowadzając analizę wytrzymałościową takiego układu przy użyciu metody elementów skończonych, napotykamy problem związany ze skalą wymiarów grubości powłoki w stosunku do grubości podłoża. zbudowanie modelu przestrzennego (3d) mes rzeczywistej geometrii takiej konstrukcji spowodowałoby znaczne jego rozbudowanie z powodu zagęszczenia elementów na powłoce i w okolicach powierzchni granicznej. konsekwencją tego jest znaczny spadek efektywności obliczeń, co prowadzi do znaczącego wydłużenia w czasie obliczeń oraz kosztów modelowania. z tego powodu analizowane zagadnienie zostało uproszczone do płaskiego stanu odkształcenia. w procesie przetapiania stosowano zachodzące na siebie ściegi o szerokości 3 mm co przy całkowitej szerokości próbki wynoszącej 20 mm stanowiło wymiar kilkukrotnie mniejszy. umożliwiło to przyjęcie założenia, że w warstwie nie będą występowały odkształcenia w trzecim kierunku. model numeryczny układu  warstwa feal/podłoże fe modelowanie naprężeń powstających w czasie przetapiania i chłodzenia powstałej warstwy feal na podłożu stalowym przeprowadzono z wykorzystaniem metody elementów skończonych przy zastosowaniu programu adina 8.6 z modułami „thermal” i „structure” umożliwiającymi sprzężoną analizę termo-mechaniczną. z uwagi na ograniczenia programu co do możliwości ciągłego przemieszczania się źródła ciepła, w zbudowanym modelu zastosowano takie rozwiązanie, w którym wydzielono kilka obszarów na warstwie przetapianej o szerokości 3 mm (równej szerokości pojedynczego ściegu), do których w sposób dyskretny przykładane było obciążenie działające przez 1 s, kolejno w każdym z tych obszarów. obciążenie to było zadane poprzez strumień ciepła równy q = 10,8 w/mm2, wyliczony na podstawie obliczonej energii wprowadzonej przez zastosowane źródło ciepła w postaci strumienia mikroplazmowego o następujących parametrach: natężenie prądu i = 25 a, napięcie łuku u = 11,7 v, sprawność procesu η = 0,7). czas działania obciążenia cieplnego na początku każdego ściegu wyliczony został z prędkości przesuwu palnika wynoszącej v = 15 mm/min. t [°c] 20 200 400 500 600 700 800 900 1000 cp [j/kgk] 0,56 0,62 0,66 0,68 0,70 0,72 0,75 0,80 0,85 λ [w/mk] 9,8 12,3 14,5 15,3 16,0 16,5 16,9 17,1 17,1 e [ga] 260 260 260 260 260 260 260 260 260 re [mpa] 380 350 320 280 280 280 100 40 40 α•10-6 [1/k] 16,0 18,0 19,8 20,2 20,8 21,4 22,0 22,8 23,6 t [°c] 20 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 cp [j/kgk] 0,42 0,46 0,52 0,57 0,59 0,68 0,87 0,92 0,68 0,65 0,64 λ [w/mk] 65 60 55 51 46 42 36 33 31 28 25 e [ga] 202 195 187 180 173 166 158 151 144 137 133 re [mpa] 216,5 211,3 200,9 185,2 164,2 138,1 106,6 69,9 28,0 7,0 3,0 α•10-6 [1/k] 12 12,5 13 13,5 13,9 14,4 14,8 15,3 15,7 16,1 16,4 48 przegląd  spawalnictwa vol. 89 12/2017 rys. 1. geometria z oznaczonymi warunkami brzegowymi modelu mechanicznego fig. 1. geometry with boundary conditions of the mechanical model rys. 4. mapa naprężeń własnych σyy w układzie warstwa feal / podłoże stalowe po ochłodzeniu do temperatury otoczenia fig. 4. residual stress σyy map of feal layer / steel substrate after cooling to ambient temperature rys. 5. rozkład naprężeń własnych σyy wzdłuż grubości układu warstwa feal / podłoże stalowe w jego płaszczyźnie symetrii fig. 5. residual stress σyy distribution along the thickness of the feal layer / steel substrate in its symmetry plane rys. 6. deformacja siatki modelu układu warstwa feal / podłoże fe w powiększonej skali (40x) fig. 6. deformation of the feal layer pattern grid system / fe medium scale scale (40x) rys. 2. siatka mes modelu warstwa feal / podłoże fe z oznaczeniem termicznych warunków brzegowych dla obciążenia w czasie 1 s i 10 s wykonywanych ściegów fig. 2. fem mesh of feal layer / fe substrate with thermal boundary conditions for load in 1 s and 10 s of runs made rys. 3. rozkład temperatury dla kolejnych wybranych czasów nagrzewania wydzielonych obszarów fig.  3. temperature distribution for subsequent selected heating times of the separated areas na rysunku 1 przedstawiono geometrię zbudowanego modelu z zaznaczonymi wydzielonymi powierzchniami, do których przykładano strumień cieplny. oznaczono także warunki brzegowe przemieszczeniowe przyjęte w modelu mechanicznym. na krawędziach „k1” i „k2” (warunek „b”) zablokowano przemieszczenie w kierunku poziomym „z”. kolejnymi ściegami wzrasta temperatura w całym układzie, widoczne są także gradienty temperatury o najwyższych wartościach w obszarze oddziaływania źródła ciepła. po zakończonym procesie nagrzewania (przetapiania) na skutek niestacjonarnego pola temperatury, powstających odkształceń plastycznych oraz zróżnicowania właściwości cieplno-fizycznych warstwy feal oraz podłoża stalowego po ostudzeniu do temperatury otoczenia w układzie pozostają naprężenia własne. najistotniejsze naprężenie, w postaci mapy naprężeń składowej wzdłużnej σyy przedstawione zostało na rysunku 4. widać, że w utworzonej warstwie panują naprężenia rozciągające w miarę równomierne rozłożone na całej szerokości warstwy o maksymalnej wartości dochodzącej do 128 mpa po stronie feal przy samej granicy z podłożem. w podłożu metalowym naprężenia przechodzą od ściskających przy granicy z warstwą (ok. -50 mpa) do rozciągających od strony przeciwległej (ok. 40 mpa).w modelu termicznym zastosowano dwie grupy elementowe przewodzące odpowiednio dla podłoża fe oraz powłoki feal, a także elementy konwekcyjne na brzegach. przyjęto konwekcję swobodną ze współczynnikiem konwekcji równym ha = 10 wm -2k-1. siatkę elementów skończonych modelu z oznaczeniem termicznych warunków brzegowych dla wybranych, przykładowych czasów obciążenia (1 s i 10 s) przedstawiono na rysunku 2. do obliczeń przyjęto właściwości cieplno-fizyczne (cp – ciepło właściwe, λ – przewodność cieplna, e – moduł younga, re – granica plastyczności, α – współczynnik rozszerzalności cieplnej) stopu feal w funkcji temperatury przyjęte na podstawie literatury [8÷10]. wyniki obliczeń na rysunku 3 zobrazowano rozkład temperatury w modelu w postaci map pola temperatury dla wybranych czterech czasów nagrzewania ściegów z początku, środka i końca fazy przetapiania. widać, że wraz z pojawiającymi się rozkład składowej σyy naprężeń własnych wzdłuż grubości układu warstwa/podłoże poprowadzony w płaszczyźnie symetrii próbki przedstawiono na rysunku 5. na skutek powstającego niestacjonarnego pola temperatury w czasie nagrzewania układ warstwa/podłoże ulega zmiennym deformacjom i po ostudzeniu całości do temperatury otoczenia doznaje wygięcia, którego maksimum jest przesunięte w stosunku do płaszczyzny symetrii pionowej próbki. widać to wyraźnie na zaprezentowanym rysunku 6, gdzie na początkową geometrię modelu nałożono obraz zdeformowanej siatki mes w znacznie powiększonej skali (40x), dla momentu po wystudzeniu całego układu. 49przegląd  spawalnictwa vol. 89 12/2017 podsumowanie  wytworzenie warstwy bazującej na związku typu fe-al, może w przyszłości znaleźć zastosowanie jako warstwa pośrednia do połączeń konstrukcji stalowych z elementami aluminiowymi. obecnie jedynymi stosowanymi metodami do tego celu są: lutospawanie oraz metoda cmt (ang. cold metal transfer) stosowana w urządzeniach fronius. w przemyśle nie stosuje się jeszcze metod z technologii spawania do wytwarzania połączeń stal-aluminium. stan naprężeń własnych w układzie warstwa-podłoże może odgrywać znaczącą rolę przy ocenie trwałości eksploatacyjnej omawianych warstw. wyznaczone wartości naprężeń w warstwie fe-al osiągają maksymalną wartość 128 mpa przy granicy z podłożem stalowym. zbudowany model numeryczny dla układu warstwa feal / podloże stalowe wykazał, że maksymalne ugięcie próbki na skutek przemieszczających się ściegów uległo przesunięciu w stosunku do pionowej osi symetrii próbki. wartości wyznaczonego z modelu komputerowego ugięcia próbki w osi symetrii (środek szerokości próbki) mieściła się w zakresie błędu pomiaru tego ugięcia zmierzonego czujnikiem zegarowym w osi próbki. w złączu wystąpiła pewna relaksacja naprężeń spowodowana powstaniem odkształceń plastycznych w procesie oddziaływania spawalniczego źródła ciepła na materiał przetapiany. zastosowana metoda przetapiania mikroplazmowego daje możliwość wytwarzania in-situ warstw ochronnych bazujących na roztworze wtórnym fe-al. budowa otrzymanych warstw oraz ich właściwości mechaniczne i użytkowe umożliwiają rozwój nowych kierunków ich zastosowań na elementy maszyn pracujące przy wysokich obciążeniach cieplnych i mechanicznym, w warunkach korozyjnych czy też w warunkach silnego zużycia ściernego. literatura [1] wiliama j.c.: intermetallics for structural applications: potential, reality and roadahead, structural intermetallics, ed. m.v. nathalat al., tms 1997, pp. 3-8. [2] bystrzycki j., varin r.a., bojar z.: postępy w badaniach stopów na bazie uporządkowanych faz międzymetalicznych z udziałem aluminium, inżynieria materiałowa 1996, 5, s. 137-149. [3] gontarz g., golański g., chmielewski t.: powłoki intermetaliczne z grupy fe-al wytwarzane metodami spawalniczymi, mechanik nr 08/09/2012 s. 769-771. [4] chmielewski t., golański d.: the new method of in-situ fabrication of protective coatings based on feal intermetallic compounds. journal of engineering manufacture part b, april 2011, 225, pp. 611-616. [5] gontarz g., chmielewski t., golański d.: modyfikacja natryskiwanych powłok aluminiowych na stali skoncentrowanym źródłem ciepła, przegląd spawalnictwa, 12/2011, s. 52-54. [6] chmielewski t., golański d., gontarz g.: investigation of the residual stresses in composite ti+al2o3 coatings deposited by thermal spraying onto ceramic substrate, composites theory and practice 12: 1(2012), pp. 26-32. [7] clyne t.w., gill s.c.: residual stresses in surface coatings and their effects on interfacial debonding: a review of recent work, j. thermal spray technology, (1996), vol. 5(4), pp. 401-418. [8] li. d, lin. d., liu y.: effect of temperature on tensile properties and dislocation structures of feal alloys, material science and engineering, a249(1988), pp. 206-216. [9] reddy b.v., deevi s.c.: thermophysical properties of feal (fe-40 at.%al), intermetallics 8 (2000), pp. 1369-1376. [10] goldsmith a., waterman t.e., hirchorn h.j.: handbook of thermophysical properties of solid materials, new york 1961. [11] chmielewski t., golański d., gontarz g.: pomiar naprężeń własnych powłok metalicznych natryskiwanych termicznie. przegląd spawalnictwa 12/2011, s. 59-64. na rysunku 7 przedstawiono wyznaczoną linię ugięcia układu poprowadzoną wzdłuż powierzchni warstwy. maksymalne ugięcie układu pojawiło się w odległości 7 mm od pionowej osi symetrii próbki i wyniosło 0,01924 mm. w celu weryfikacji modelu numerycznego przeprowadzono pomiary wygięcia próbek z wytworzonymi warstwami feal. badania przeprowadzono przy użyciu specjalnie zbudowanego urządzenia pomiarowego opartego na cyfrowym czujniku zegarowym, wykorzystywanego również do pomiarów wygięcia próbek z natryskiwanymi powłokami [11]. rys. 7. ugięcie modelu układu warstwa feal / podłoże fe w kierunku „z” z naniesioną zmierzoną wartością ugięcia w rzeczywistej próbce fig. 7. deflection of the feal layer / fe substrate in the “z” direction with the measured deflection value in the actual sample próbka 1 próbka 2 próbka 3 pomiar 1 [mm] 0,0152 0,0162 0,0115 pomiar 2 [mm] 0,0145 0,0149 0,0123 pomiar 3 [mm] 0,0149 0,0157 0,0121 średnia 0,0149 0,0156 0,0120 średnia z 3 próbek 0,0141 badane próbki ze stali s235jr o wymiarach 20 x 30 mm i grubości 2 mm umieszczano w przyrządzie przed procesem wytwarzania warstw w celu wyzerowania wskazania czujnika pomiarowego. po przetopieniu powłoki i wytworzeniu warstwy feal próbki ponownie umieszczano w przyrządzie, rejestrując ich wygięcie w połowie szerokości próbki. zmierzone rzeczywiste średnie ugięcie próbek przetapianych łukiem plazmowym, mierzone w środku szerokości próbki wyniosło 0,0141±0,00162 mm (tabl. iii). w analizowanym modelu numerycznym wygięcie próbki w płaszczyźnie symetrii układu (y = 15 mm) osiągnęło wartość uz = 0,0142 mm. świadczy to o dobrej zgodności wyników modelowania z rzeczywistymi pomiarami. tablica iii. zmierzone wartości ugięcia próbek przetapianych table iii. measured deflections of melted specimens ps 11 2017 art 76 przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 analiza czynników wpływających na identyfikację   stanu wytężenia z wykorzystaniem szumu barkhausena  na przykładzie stali s235jr analysis of factors influencing identification of stress-strain state using barkhausen noise on the example of s235jr steel dr hab. inż. maciej roskosz, prof. agh – agh akademia górniczo-hutnicza; mgr inż. krzysztof fryczowski, mgr inż. michalina  kocur – politechnika śląska w gliwicach.   autor korespondencyjny/corresponding author: mroskosz@agh.edu.pl streszczenie wykorzystanie szumu barkhausena do oceny wytężenia stali ferrytycznych jest tematem wielu badań i publikacji. w niniejszym artykule podjęto temat wpływu grubości próbek i historii ich obciążania na korelacje diagnostyczne pomiędzy wielkościami ilościowo opisującymi szum barkhausena a stanem wytężenia. badania przeprowadzono na próbkach ze stali s235jr, która jest powszechnie wykorzystywaną stalą konstrukcyjną. stwierdzono wpływ zarówno grubości, jak i historii obciążania na analizowane wielkości. w zależnościach korelacyjnych wpływ historii obciążenia można pominąć do wartości naprężenia równej 60% granicy plastyczności badanej stali, a wpływ grubości do wartości naprężenia zbliżonych do granicy plastyczności. słowa  kluczowe: szum barkhausena; wytężenie; korelacja diagnostyczna abstract application of barkhausen noise to evaluate stress-strain state of ferrite steels is a subject of many studies and publications. in this paper impact of sample thickness and load history on diagnostic correlations between quantities describing barkhausen noise quantitatively and strain state was analyzed. the research was conducted on plate samples of s235jr steel, which is commonly used structural steel. the influence of both thicknesses and load history on the analyzed quantities was found. the correlation dependencies show that, the influence of the load history can be omitted to a stress value equal to 60% of the yield point of the tested steel, and the effect of the thickness to the stress value close to the yield point. keywords: barkhausen noise; stress-strain state; diagnostic correlation wprowadzenie polowy (klasyczny) efekt barkhausena związany jest z oddziaływaniem pola magnetycznego na strukturę domenową ferromagnetyka i objawia się fluktuacyjnymi zmianami strumienia magnetycznego w pobliżu jego powierzchni [1,2]. przesuwanie ścian domenowych blokowane jest przez niejednorodności struktury krystalograficznej ferromagnetyków. obok mikrostruktury występuje drugi czynnik mający wpływ na proces magnesowania – odkształcenia sieci krystalograficznej związanej z naprężeniami własnymi i zewnętrznymi obciążeniami badanego materiału. istotną rolę w procesie magnesowania ferromagnetyków oprócz energii wymiany i energii magnetostatycznej odgrywa energia magnetosprężysta, określona także rozkładem naprężeń wewnętrznych w próbce ferromagnetyka [2,3]. najważniejszym źródłem naprężeń wewnętrznych są dyslokacje. zewnętrzne naprężenia mechaniczne, poprzez sprężenie magnetosprężyste, powodują w materiałach ferromagnetycznych przeobrażenie maciej roskosz, krzysztof fryczowski, michalina kocur przeglad welding technology review struktury domenowej i prowadzą w efekcie do zmiany kształtu oraz nachylenia krzywej magnesowania. modyfikacja struktury magnetycznej pod wpływem naprężeń odbywa się głównie drogą przesuwania ścian blocha. wpływ naprężeń na położenie granicy domenowej zależy od typu granicy. naprężenie zewnętrzne nie zmienia położenia granic typu 180°, a jedynie powoduję zmianę ich szerokości. w przypadku ścianek domenowych typu „nie-180°” naprężenia zewnętrzne powodują ich ruch mający charakter odwracalny, a następnie przy dużych naprężeniach nieodwracalny. przemieszczanie ścian blocha napotyka na lokalne bariery w postaci zaburzeń sieci krystalicznej i odbywa się w sposób skokowy od przeszkody do przeszkody [2,3]. wielkości ilościowo opisujące szum barkhausena [4] są wykorzystywane do identyfikacji prostych i złożonych stanów naprężeń w elementach ferromagnetycznych [5÷7]. w ramach niniejszych badań podjęto temat wpływu grubości doi:.http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v89i11 .838 77przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 próbek i historii ich obciążania na korelacje diagnostyczne pomiędzy wielkościami ilościowo opisującymi szum barkhausena a stanem wytężenia. szczegóły badań badania przeprowadzono na próbkach ze stali s235jr wg pn-en 10025-2:2007, która jest powszechnie wykorzystywaną stalą konstrukcyjną. skład chemiczny i właściwości wytrzymałościowe stali przedstawiono w tablicy i. w ramach badań wykorzystano próbki płytowe z przewężeniem o grubościach odpowiednio 3, 4 i 5 mm. tablica i. skład chemiczny i właściwości wytrzymałościowe stali s235jr table i. chemical composition and mechanical properties of s235jr steel rys. 1. schemat obciążania próbek so1 fig. 1. so1 sample loading procedure rys. 2. schemat obciążania próbek so2 fig. 2. so2 sample loading procedure analiza wyników analizowano takie wielkości opisujące szum barkhausena jak: – energia ebn, – wartość skuteczna urms, – charakterystyczne punkty obwiedni. opis tych wielkości i sposoby ich uzyskiwania przedstawiono w [4]. analiza wpływu grubości próbek analizę wpływu grubości próbek przeprowadzono dla schematu obciążania so1. obciążenia próbek o różnych grubościach dobrano tak, by wartości naprężenia uzyskiwanego w najmniejszych wartościach próbek były jednakowe dla każdego z kroków obciążania. wpływ czynnych naprężeń rozciągających na energię szumu barkhausena przedstawiono na rysunkach 3 i 4, a na wartość skuteczną urms na rysunkach 5 i 6, odpowiednio dla równoległego i prostopadłego kierunku pomiaru. zarówno dla energii, jak i wartości skutecznej w zakresie naprężeń do ok. 200 mpa dla pomiarów w kierunku równoległym do działania obciążenia wpływ grubości jest niewielki, a różnice mieszczą się w odchyleniu standardowym wartości średniej dla poszczególnych pomiarów. powyżej 200 mpa wraz ze wzrostem naprężenia rosną zarówno odchylenia standardowe, jak i wartości wielkości średnich dla różnych grubości. dla pomiarów w kierunku prostopadłym w całym zakresie zmienności naprężeń wartości odchyleń standardowych dla poszczególnych grubości są niewielkie, natomiast różnice dla wartości średnich dla poszczególnych grubości są zauważalne. analizowano również wpływ czynnych naprężeń rozciągających na punkty charakterystyczne obwiedni takie jak wartość maksymalna obwiedni peakval i jej położenie peakpos [4]. nie stwierdzono wyraźnego wpływu naprężenia na wartości peakpos. na rysunkach 7 i 8 pokazano wpływ naprężeń na wartość maksymalną obwiedni peakval, odpowiednio dla równoległego i prostopadłego kierunku pomiaru. wnioski sformułowane dla energii i wartości skutecznej są słuszne również dla zależności otrzymanych dla peakval. można stwierdzić, że w zakresie odkształceń sprężystych możliwe jest opracowanie korelacji diagnostycznych, w których wpływ grubości próbek można pominąć. udziały masowe maksymalne [%] re [mpa] rm [mpa]c mn p s n cu 0,21 1,4 0,035 0,035 0,012 0,55 235 410 t σ t σ przyjęto dwa schematy obciążania próbek. pierwszy z nich polegał na obciążeniu próbki do zadanej wartości naprężenia, wykonaniu pomiarów i obciążeniu do kolejnej wyższej wartości naprężenia (rys. 1). drugi z kolei to schemat obciążania, w którym po osiągnięciu zadanego naprężenia i wykonaniu pomiaru próbki odciążano. w każdym kolejnym kroku zwiększano wartość naprężenia (rys. 2). w ramach schematu obciążania so1 badano próbki o grubościach 3, 4 i 5. w ramach schematu obciążania so2 przebadano jedynie próbki o grubości 5 mm. pomiary szumu barkhausena wykonywano przy użyciu systemu pomiaru, analizy i rejestracji impulsów napięciowych natężenia barkhausena meb-4c firmy mag-lab s.c. a konfiguracja ustawień była następująca: – częstotliwość próbkowania: 800 khz, – wzmocnienie sygnału: 35 db, – amplituda prądu magnesującego: 200 ma, – częstotliwość prądu magnesującego: 2,04 hz. pomiary szumu barkhausena wykonywano w dwóch kierunkach – równoległym i prostopadłym do kierunku zadawanego obciążenia. 78 przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 rys.  3.  zależność między średnią energią ebn i naprężeniem σ dla próbek o grubości 3, 4 i 5 mm – kierunek równoległy fig. 3. the relationship between average energy ebn and stress σ for 3, 4 and 5 mm samples – parallel direction rys. 5. zależność między średnią wartością skuteczną urms i naprężeniem σ dla próbek o grubości 3, 4 i 5 mm – kierunek równoległy fig. 5. the relationship between average rms value and stress σ for 3, 4 and 5 mm samples – parallel direction rys. 7. zależność między średnią wartością peakval i naprężeniem σ dla próbek o grubości 3, 4 i 5 mm – kierunek równoległy fig. 7. the relationship between average peakval value and stress σ for 3, 4 and 5 mm samples – parallel direction rys.  4.  zależność między średnią energią ebn i naprężeniem σ dla próbek o grubości 3, 4 i 5 mm – kierunek prostopadły fig. 4. the relationship between average energy ebn and stress σ for 3, 4 and 5 mm samples – perpendicular direction rys. 6. zależność między średnią wartością skuteczną urms i naprężeniem σ dla próbek o grubości 3, 4 i 5 mm – kierunek prostopadły fig. 6. the relationship between average rms value and stress σ for 3, 4 and 5 mm samples – perpendicular direction rys. 8. zależność między średnią wartością peakval i naprężeniem σ dla próbek o grubości 3, 4 i 5 mm – kierunek prostopadły fig. 8. the relationship between average peakval value and stress σ for 3, 4 and 5 mm samples – perpendicular direction 0 500 400 300 200 100 0 100 200 300 400  ebn σ [mpa]  0 120 100 80 60 40 20 0 100 200 300 400  ebn σ [mpa] 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 0 100 200 300 400  urms [v] σ [mpa]  0,32 0,28 0,24 0,2 0,16 0,12 0,08 0 100 200 300 400  urms [v] σ [mpa]   peakval [v] 2,5 2 1,5 1 0,5 0 0 100 200 300 400 σ [mpa]  peakval [v] 1 0,8 0,6 0,4 0,2 0 100 200 300 400 σ [mpa] 79przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 analiza wpływu historii obciążenia analizę wpływu historii obciążenia przeprowadzono dla próbek o grubości 5 mm, których część była obciążana wg schematu obciążania so1 a część wg schematu obciążenia so2. zależności między energią szumu barkhausena i wartością skuteczną a naprężeniami czynnymi pokazano na rysunkach od 9 do 12. dla pomiarów w kierunku równoległym do naprężenia ok. 200 mpa wpływ historii obciążania jest niewielki. dalszy wzrost naprężenia powoduje wzrost rozrzutu wartości średnich jak i wzrost odchylenia standardowego. może to świadczyć o wpływie historii obciążania. dla pomiarów w kierunku prostopadłym różnice pomiędzy wartościami otrzymanymi do poszczególnych schematów obciążania są wyraźne i w miarę jednakowe w całym zakresie zmienności naprężeń. rys.  9.  zależność między średnią energią ebn i naprężeniem σ dla próbek o grubości 5 mm – kierunek równoległy fig.  9. relationship between average energy ebn and stress σ for 5 mm samples – parallel direction rys. 11. zależność między średnią wartością skuteczną urms i naprężeniem σ dla próbek o grubości 5 mm – kierunek równoległy fig.  11. relationship between average rms value and stress σ for 5 mm samples – parallel direction rys.  10.  zależność między średnią energią ebn i naprężeniem σ dla próbek o grubości 5 mm – kierunek prostopadły fig. 10. the relationship between average energy ebn and stress σ for 5 mm samples – perpendicular direction rys. 12. zależność między średnią wartością skuteczną urms i naprężeniem σ dla próbek o grubości 5 mm – kierunek prostopadły fig.  12. relationship between average rms value and stress σ for 5 mm samples – perpendicular direction 0 500 400 300 200 100 0 100 200 300 400  ebn σ [mpa]  0 100 80 60 40 20 100 200 300 400  ebn σ [mpa] 0,7 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 0,1 0 100 200 300 400  urms [v] σ [mpa]  0,28 0,24 0,2 0,16 0,12 0 100 200 300 400  urms [v] σ [mpa]  podsumowanie  na rysunkach od 13 do 16 pokazano przykładowe zależności korelacyjne wykorzystujące energię i wartość skuteczną szumu barkhausena. na każdym z rysunków pokazano uśrednione wartości z wszystkich badanych próbek w ramach poszczególnych schematów obciążania. 80 przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 rys. 13. zależność korelacyjna pomiędzy naprężeniem σ i energią ebn – kierunek równoległy fig.  13. correlation between stress σ and energy ebn – paralel direction rys. 15.  zależność korelacyjna pomiędzy naprężeniem σ i wartością skuteczną urms – kierunek równoległy fig. 15. correlation between stress σ and rms value – paralel direction rys. 14. zależność korelacyjna pomiędzy naprężeniem σ i energią ebn – kierunek prostopadły fig. 14. correlation between stress σ and energy ebn – perpendicular direction rys. 16. zależność korelacyjna pomiędzy naprężeniem σ i wartością skuteczną urms – kierunek prostopadły fig. 16. correlation between stress σ and rms value – perpendicular direction 0 400 300 200 100 0 100 200 300 400 500  ebn  σ [mpa]  0,1 400 300 200 100 0 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7  urms  σ [mpa]  wykorzystując pomiary w obydwu kierunkach magnesowania, jednoznaczną korelację diagnostyczną można opracować w zasadzie dla całego zakresu zmienności naprężeń. jednak stwierdzone wcześniej wpływ grubości jest możliwy do pominięcia tylko w zakresie odkształceń sprężystych. dodatkowo powyżej granicy plastyczności odchylenia standardowe wartości średniej są znaczące, co ogranicza użyteczny zakres zależności korelacyjnych do zakresu odkształceń sprężystych lub niewiele przekraczających granicę plastyczności. wpływ historii obciążenia można pominąć do wartości naprężenia 150 mpa, co w przypadku analizowanej stali stanowi ok. 60% granicy plastyczności. powyżej tej wartości występują wyraźne różnice w otrzymanych wynikach. zakładając, że przy konstruowaniu większości obiektów technicznych jako naprężenie dopuszczalne przyjmuje się granicę plastyczności z odpowiednim współczynnikiem bezpieczeństwa, poziom naprężeń eksploatacyjnych może leżeć poniżej 60% granicy plastyczności. czyni to możliwym zastosowanie otrzymanych zależności korelacyjnych, które nie musiałyby uwzględniać zarówno wpływu grubości, jak i historii eksploatacji. literatura [1] błachnio j.: efekt barkhausena w diagnostyce elementów maszyn, instytut techniczny wojsk lotniczych, wydawnictwo naukowe instytutu technologii eksploatacji, pib, 2009. [2] augustyniak b.: zjawiska magnetosprężyste i ich wykorzystanie w nieniszczących badaniach materiałów, wydawnictwo politechniki gdańskiej, 2003. [3] roskosz m.: wykorzystanie własnego magnetycznego pola rozproszenia w diagnostyce elementów ferromagnetycznych, wydawnictwo politechniki śląskiej, gliwice, 2014. [4] fryczowski k., roskosz m.: metody ilościowej analizy szumu napięciowego barkhausena, przegląd spawalnictwa vol. 88, no 10, 2016. [5] piotrowski l., augustyniak b., chmielewsk m., tomáš i.: the influence of plastic deformation on the magnetoelastic properties of the csn12021 grade steel, journal of magnetism and magnetic materials, vol. 321, pp. 2331-2335, 2009. [6] roskosz m., witoś m., żurek z.h., fryczowski k.: porównanie możliwości diagnostycznych metod magnetycznej pamięci metalu, szumu barkhausena i niskoczęstotliwościowej impedancji, przegląd spawalnictwa, vol. 88 no 10, 2016. [7] augustyniak b., chmielewski m., piotrowski l., kiełczyński w., prokop k., kukla d.: pomiar naprężeń własnych metodą barkhausena za pomocą sondy z wirującym polem magnetycznym, energetyka listopad, s. 641-643, 2014. 400 300 200 100 0  ebn  σ [mpa]  10 30 50 70 90 110 400 300 200 100 0  σ [mpa]  0,08 0,16 0,24 0,32  urms 201408_pspaw.pdf 34 przegląd spawalnictwa 8/2014 analiza uwarunkowań zapewnienia punktu roboczego narzędzia w zrobotyzowanych aplikacjach spawania mig/mag the analysis of conditions   to ensure the tool center point   in robotic applications   of mig/mag welding paweł cegielski dr inż. paweł cegielski – politechnika warszawska. autor korespondencyjny/corresponding author: p.cegielski@wip.pw.edu.pl wstęp zgodnie z pn-en iso 8373 roboty przemysłowe – terminologia, punkt roboczy narzędzia tcp (tool centre point) to punkt zdefiniowany dla danego zastosowania, odniesiony do układu współrzędnych interfejsu mechanicznego. interfejs mechaniczny to powierzchnia montażowa tarczy kołnierzowej, wieńczącej strukturę przegubową ramienia robota. układ współrzędnych interfejsu mechanicznego jest układem kartezjańskim przypisanym do kiści robota, w którym osie x i y leżą zwykle na płaszczyźnie równoległej do tarczy streszczenie jedną z cech uniwersalnych robotów przemysłowych jest możliwość definiowania parametrów geometrycznych użytego organu roboczego, np. chwytaka lub narzędzia. zachowanie dużej staranności podczas procedury pomiarowej punktu roboczego narzędzia (tcp) pozwoli na uzyskanie licznych korzyści, zarówno podczas programowania, jak i eksploatacji stanowiska. w przypadku zrobotyzowanego spawania łukowego mig/mag, pomimo pozornej łatwości wyboru położenia punktu roboczego, pojawiają się problemy z zachowaniem jego wysokiej powtarzalności. w artykule przedstawiono typową metodykę definiowania parametrów punktu roboczego narzędzia oraz środki racjonalizujące jego wyznaczanie, programowanie z udziałem zdefiniowanego narzędzia oraz utrzymanie podczas eksploatacji stanowiska produkcyjnego. słowa kluczowe: robot przemysłowy, tcp, spawanie, mig/mag abstract the article discussed the problem of providing tcp applications in robotic mig / mag welding. one of the features of universal industrial robots is the ability to define the geometric parameters of the working tool (for example, the gripper or electrode holder). providing high diligence during the measurement procedure of the working tool (tcp) would provide many benefits, both for programming and operation of the robotic station. in the case of robotic arc welding mig / mag, despite the apparent ease in selecting the position of the working point, there are problems with maintaining its high repeatability. the article presents an analysis of the typical methodology to define the tools working point and rationalization of its determination, programming involving defined tools and maintenance during operation position production. keywords: industrial robot, tcp, welding, mig/mag 35przegląd spawalnictwa 8/2014 kołnierzowej, natomiast oś z jest do niej prostopadła i pokrywa się z jej osią obrotu. początek układu może być zlokalizowany na przecięciu ostatnich osi orientowania, w tzw. punkcie odniesienia kiści (pok) lub może leżeć wprost na płaszczyźnie tarczy kołnierzowej. układ ten jest związany bezpośrednio z kinematyką robota i określany jest na podstawie dokumentacji technicznej. na parametry punktu roboczego składają się współrzędne liniowe, określające jego położenie względem układu współrzędnych interfejsu mechanicznego, uzupełnione o kąty, obrazujące orientację kątową osi narzędzia względem tego układu. przytoczona definicja punktu roboczego oznacza, że dla każdego przypadku powinien on być określony indywidualnie w obrębie danego narzędzia, w miejscu, które w danym zastosowaniu odgrywa istotną rolę. dla spawalniczych uchwytów elektrodowych mig/mag najczęściej wskazywanym punktem roboczym jest koniec wysuniętego odcinka drutu, a dzięki odpowiedniej konstrukcji samego uchwytu elektrodowego oraz elementów pośredniczących w montażu jest on często lokalizowany na styku z osią obrotu tarczy kołnierzowej robota (rys. 1). oś dla tak wskazanego narzędzia określa prostoliniowy odcinek drutu elektrodowego wysunięty z końcówki prądowej uchwytu. rys. 1. usytuowanie narzędzia spawalniczego oraz punktu tcp względem ramienia robota (kawasaki fa006e) fig. 1. positioning of the welding tool and tcp in relation to the robot arm roboty przemysłowe wykorzystywane do zadań spawalniczych programowane są przede wszystkim w sposób dyskretny przez nauczanie (w trybie on-line) lub, o ile istnieje odpowiednie oprogramowanie, także metodami wirtualnymi off-line [1, 5, 6, 8, 11, 13]. w pierwszym przypadku, wprowadzanie pozycji i parametrów przemieszczeń odbywa się z rzeczywistym obwiedzeniem programowanego toru ruchu przez maszynę manipulacyjną. operator, przez ręczne sterowanie serwonapędami, doprowadza końcówkę wysuniętego drutu do określonych punktów w przestrzeni (tzw. punktów podporowych toru), które składają się na programowany tor ruchu. przyjmuje on postać następujących po sobie elementarnych przemieszczeń robota, a sposób przejścia między zaprogramowanymi punktami określa operator za pomocą argumentów instrukcji programowania lub układ sterowania wybiera automatycznie, zgodnie z algorytmem pracy robota. w przypadku spawania łukowego podstawowe parametry geometryczne orientacji elektrody, istotne z punktu widzenia trajektorii ruchu robota, przedstawiono na rysunku 2. rys. 2. podstawowe parametry geometryczne orientacji elektrody podczas spawania łukowego fig. 2. basic geometric parameters of the orientation of the electrode during arc welding praktyczne znaczenie poprawnie zdefiniowanego punktu tcp jest nie do przecenienia. jednym ze sposobów zapamiętywania kolejnych punktów programowanego toru ruchu robota jest zapisywanie w instrukcji programu użytkowego współrzędnych i orientacji zdefiniowanego narzędzia względem określonego układu odniesienia, np. bazowego, związanego z podstawą robota, lub względem poprzedniego położenia. przytoczony niżej fragment kodu programu użytkowego robota irp-6 pokazuje zadeklarowane parametry punktu roboczego narzędzia: narzędzie: 1 x = 10mm, y = 0mm, z = 346m n = 63deg, p = -89deg kolejny fragment kodu przedstawia przykładowe instrukcje pozycjonowania (poprzedzone symbolem poz), opisujące kolejne punkty zaprogramowanego toru, z widocznymi współrzędnymi liniowymi i orientacją narzędzia zapamiętanymi w tych punktach (ruchy bezwzględne): 0: 30 poz qlin v = 50% zgrubn bzwg x = 714.95mm, y = 0mm, z = 255.11mm n = 102.96deg, p = -176.91deg 0: 35 czekaj 1s 0: 40 poz lin v = 100% zgrubn bzwg x = 669.67mm, y = -576.8mm, z = 55.9mm n = 119.84deg, p = 170.68deg dzięki przedstawionej procedurze, w przypadku utraty lub deformacji pierwotnie zdefiniowanego narzędzia, np. wskutek kolizji, naprawy lub wymiany na nowe, może nie być potrzebna jakakolwiek koreka programu użytkowego, w tym jego tworzenie od początku. wystarczy, że powtórzona zostanie procedura definiowania parametrów nowego narzędzia. działanie programu pozostanie bez zmian – nowo zdefiniowane narzędzie będzie „trafiać” w pierwotnie zaznaczone 36 przegląd spawalnictwa 8/2014 ślady zapisane w kolejnych instrukcjach pozycjonowania. obrazowo mówiąc – jeśli nowe narzędzie będzie dłuższe, odtwarzaniu programu towarzyszyć będzie nieco większe oddalenie ramienia robota od punktów odtwarzanego toru. oczywiście, należy się liczyć z ograniczeniami tego typu adaptacji, wynikających z zakresu ruchu poszczególnych osi robota czy też obecności przeszkód podczas operowania w ograniczonej przestrzeni. kolejnym powodem definiowania punktu roboczego narzędzia tcp jest umożliwienie programowania ruchu robota z użyciem funkcji interpolacji [5, 6, 8, 13]. przykładowo, ruch z zadaną interpolacją liniową, zaprogramowany pomiędzy kolejnymi punktami a i b (rys. 3), spowoduje prostoliniowe przejście tylko tej części narzędzia, która zdefiniowana została jako tcp, a orientacja narzędzia zmieni się proporcjonalnie do przebytej drogi. podobnie, w przypadku interpolacji kołowej, precyzyjne zakreślanie łuku lub okręgu dotyczyć będzie tylko punktu roboczego. rys. 3. idea ruchu punktu tcp narzędzia z wykorzystaniem interpolacji liniowej fig. 3. the idea of moving of the tcp tool with linear interpolation pozytywną konsekwencją definiowania parametrów tcp jest także uzyskana w ten sposób możliwość ręcznego poruszania ramieniem robota, np. podczas programowania, nie tylko osobno poszczególnymi osiami, ale bezpośrednio zdefiniowanym narzędziem np. w układzie kartezjańskim odniesionym do podstawy robota, zdefiniowanego narzędzia, a nawet w układzie zmodyfikowanym przez samego użytkownika. w istotny sposób ułatwia to proces programowania i modyfikacji pracy robota. z eksploatacją zrobotyzowanych stanowisk spawalniczych wiąże się problem powtarzalnego usytuowania końcówki roboczej (w metodach mig/mag najczęściej końca wysuniętego na określoną długość drutu elektrodowego), który stanowił pierwotny wzorzec narzędzia (tcp). konieczność wymiany zużywających się części uchwytu (tulejek prądowych, dysz gazowych, a nawet całego uchwytu), kolizje (nawet drobne, w tym powodujące jedynie deformacje wysuniętego końca drutu elektrodowego), niedoskonałości toru podawania drutu elektrodowego itp. mogą niestety sprawić, że położenie tego punktu oraz oś zdefiniowanego narzędzia mogą ulec zmianie. w konsekwencji spoiny nie będą wykonywane dokładnie tam, gdzie je pierwotnie zaprogramowano. problem w równym stopniu dotyczy tych systemów, w których zastosowano układy korygujące, oparte np. na skanerach laserowych lub detekcji dotykowej [2, 3, 7, 10, 12]. wyznaczanie i kalibracja tcp w spawaniu łukowym w praktyce możliwych jest wiele sposobów wyznaczania parametrów geometrycznych narzędzia (tcp). najmniej praktyczny i niedokładny pomiar na rzeczywistym robocie może zostać zastąpiony tzw. metodą bezpośrednią [7, 8], polegającą na odczytaniu wymiarów z dokumentacji konstrukcyjnej zastosowanego narzędzia oraz urządzeń towarzyszących (złącze antykolizyjne, wysięgnik mocujący itp.) i ich ręcznym wprowadzeniu do systemu. na rysunku 4 pokazano przykład formularza wyświetlanego na ekranie panelu programowania robota, umożliwiającego na bezpośrednie wprowadzanie parametrów geometrycznych tcp, tu dodatkowo rozszerzonych o szczegółowe informacje dotyczące obciążenia. rys. 4. formularz do bezpośredniego wprowadzania parametrów tcp i obciążenia robota: x, y, z – współrzędne punktu roboczego narzędzia; o, a, t – kąty obrotu osi narzędzia, load mass – ciężar narzędzia, center of gravity – współrzędne środka ciężkości, moment of interia – moment bezwładności (kawasaki) fig. 4. form to directly enter the tcp and load the robot: x, y, z – coordinates of the working tools; load mass, center of gravity, mas moment of interia, (kawasaki) najdokładniejsze są jednak automatyczne procedury (programy) wspomagające. opierając się na zewnętrznym punkcie odniesienia, a niekiedy dodatkowym narzędziu wzorcowym (o znanych parametrach tcp), operator dokonuje szeregu ściśle określonych ustawień ramienia robota (zwykle od trzech do sześciu), po czym układ sterowania automatycznie wylicza szukane parametry geometrii narzędzia (rys. 5 i 6) [7, 8, 13]. oprócz starannego zdefiniowania parametrów geometrycznych narzędzia, stosowane są środki i metody dokładnej, bieżącej kontroli położenia punktu tcp. można np. w programie użytkowym uwzględnić dojazd kontrolny narzędzia do wcześniej ustalonego, zewnętrznego punktu odniesienia lub sensorycznej stacji kontrolno-pomiarowej (rys. 7). w przypadku stwierdzenia odchyłki można ponownie zdefiniować punkt roboczy narzędzia i przypisać go do realizowanego programu lub, o ile nie jest to możliwe, mechanicznie dogiąć końcówkę roboczą uchwytu elektrodowego do przyjętego wcześniej położenia tcp (rys. 8). w sensorycznych stacjach pomiarowych, odpowiednia korekta może zostać wprowadzona do programu automatycznie. 37przegląd spawalnictwa 8/2014 rys. 5. definiowanie parametrów tcp spawalniczego uchwytu elektrodowego względem zewnętrznego punktu odniesienia fig. 5. defining the tcp welding electrode holder on the basis of an external reference rys. 6. definiowanie parametrów tcp na podstawie cyklu czterech ustawień narzędzia (robot kawasaki fa006e) fig. 6. defining the tcp parameters based on a series of four settings tool (robot kawasaki fa006e) rys. 7. sensoryczna stacja do kontroli i kalibracji tcp uchwytów spawalniczych (abb) fig. 7. sensory station for control and calibration tcp welding torches (abb) rys. 8. stanowisko ro ręcznego doginania końcówki roboczej spawalniczego uchwytu elektrodowego do przyjętego położenia tcp (tbi) fig. 8. the position of ro-bending manual working tip of the welding electrode holder to the adopted position of the tcp (tbi) ograniczenia konwencjonalnego układu wskazującego o powszechnej praktyce programowania na podstawie wskazań końca wysuniętego drutu elektrodowego (rys. 8) zadecydowały: prostota, wygoda, intuicyjność i funkcjonalność, umożliwiające na natychmiastowe przechodzenie od fazy programowania do testów spawania i odwrotnie. w czasie programowania drut wysunięty jest na odległość odpowiadającą roboczej długości tzw. wolnego wylotu elektrody lw (rys. 9), dzięki czemu programista ma możliwość bezpośredniej oceny bieżącej pozycji i orientacji elektrody, dostępu do złącza, ewentualnych kolizji czy ułożenia okablowania technologicznego na korpusie robota. rys. 9. wykorzystanie drutu elektrodowego do bezpośredniego wskazywania programowanej trajektorii z orientacyjnym zaznaczeniem wolnego wylotu drutu elektrodowego lw fig. 9. the use of wire for direct indication of the programmed trajectory, showing the free section of wire – lw odwijany ze szpuli drut elektrodowy, przez rolki mechanizmu podającego (typowo w układzie pchaj), wprowadzany jest do prowadnika wewnątrz przewodu spawalniczego, a następnie przez końcówkę prądową uchwytu elektrodowego kierowany jest w obszar spawania, gdzie ulega stopieniu. niestety, pomimo wielu zalet, specyficzne cechy drutu elektrodowego (niewielka średnica – zwykle 0,8÷1,6 mm, podatność na deformacje), jak i poszczególnych elementów układu jego podawania, mogą być przyczyną nieprzewidzianych i nawet znacznych różnic pomiędzy faktycznym a teoretycznym, wynikającym z konstrukcji uchwytu, położeniem końca elektrody. w konsekwencji, wskutek operowania niewłaściwym wzorcem, pojawić się mogą różnice pomiędzy zaprogramowanym ruchem końca elektrody a torem, obserwowanym podczas pracy testowej i automatycznej. w tablicy i zestawiono najważniejsze problemy towarzyszące wykorzystaniu końca drutu w roli wskaźnika programowanego toru. deformacje mechaniczne wysuniętego końca drutu elektrodowego mogą mieć miejsce w wyniku nawet niewielkiego otarcia o przeszkodę, zarówno podczas pracy testowej i automatycznej, jak i wskutek błędu programisty. sprzyja temu mała sztywność drutu oraz konieczność ręcznego operowania robotem w niewielkiej odległości od 38 przegląd spawalnictwa 8/2014 licznych przeszkód – elementów złącza i oprzyrządowania montażowego. jak pokazuje praktyka, pozornie łatwe, ręczne wyprostowanie wskaźnika nie musi przywracać prawidłowej geometrii. dotyczy to przede wszystkim drutów stalowych, które podczas nagłego zginania ulegają miejscowemu umocnieniu, niepozwalającemu na łatwe wyprostowanie w tym samym miejscu (rys. 10). tablica i. typowe problemy towarzyszące wykorzystaniu końca drutu elektrodowego jako wskaźnika programowanego toru ruchu robota table i. typical problems associated with the use end of the wire electrode as an indicator of programmed trajectory of the robot zjawisko przyczyna skutek niekontrolowane odchylenie osi drutu (wskaźnika) od osi uchwytu elektrodowego (końcówki prądowej) deformacja drutu wskutek uderzenia o przeszkodę (rys. 10) przesunięcie programowanej trajektorii w losowym kierunku w stosunku do zdefiniowanej osi narzędzia (osi końcówki prądowej). może spowodować zaprogramowanie błędnej trajektorii (leżącej obok właściwej). podczas spawania mogą wystąpić przyklejenia w spoinach pachwinowych lub błędy wtopienia w spoinach czołowych (rys. 12) nadmierny otwór źle dobranej końcówki prądowej nadmierne, często niesymetryczne zużycie końcówki prądowej (rys. 11) trwała deformacja drutu elektrodowego (zwłaszcza stalowego) nawiniętego na standardowych szpulach (15÷20 kg) o niewielkiej średnicy niekontrolowana zmiana wolnego wylotu drutu elektrodowego swobodne cofanie i wysuwanie się końca wysuniętego odcinka drutu z tulejki prądowej pod wpływem ruchów uchwytu elektrodowego. zjawisko szczególnie widoczne w układach z oddalonym podajnikiem drutu (w układzie pchaj), gdzie zmiany mogą osiągnąć nawet kilka milimetrów [9] może spowodować zaprogramowanie błędnej trajektorii ze zmienną (niewłaściwą) długością wolnego wylotu elektrody. podczas spawania mogą wystąpić znaczące zmiany geometrii spoiny, a nawet zaburzenia jarzenia łuku (rys. 13) błędy programisty zjawisko paralaksy, skutkujące niezgodnością obrazu tego samego obiektu obserwowanego z różnych perspektyw jak w poprzednich przypadkach rys. 10. deformacja drutu elektrodowego po próbie wyprostowania. drut stalowy o średnicy 1 mm. wygięcie początkowe, od lewej: 90°, 60° i 30° [9] fig. 10. the deformation of electrode wire after trying to straighten. steel wire with a diameter of 1 mm. initial bend, from left: 90°, 60° and 30° [9] rys. 11. prawidłowa i nadmiernie zużyte końcówki prądowe z niesymetryczną deformacją otworu wylotowego fig. 11. proper and destroyed the tip current with asymmetrical deformation outlet rys. 12. przyklejenie i brak symetrii w spoinie pachwinowej fig. 12. sticking and asymmetry in the fillet weld nadmiernie zużyte końcówki prądowe (rys. 11) powodują nieosiowe wyprowadzanie drutu elektrodowego oraz wiele innych, niekorzystnych zjawisk, w tym zmniejszenie przekroju spoiny i wzrost rozprysku. jak widać, zjawisko niekontrolowanego odchylenia osi drutu (wskaźnika) od osi uchwytu elektrodowego (końcówki prądowej) może skutkować zaprogramowaniem błędnej trajektorii i wykonaniem przesuniętej spoiny. w takim przypadku najczęściej konieczne staje się wprowadzenie korekt do programu. występujący w metodzie mig/mag mechanizm samoregulacji, utrzymujący stałą długość łuku niezależnie od jego wysunięcia, dopuszcza wprawdzie pewną tolerancję dla niekontrolowanej zmiany wolnego wylotu drutu elektrodowego, należy jednak pamiętać o nieprzekraczaniu zalecanych limitów (łuk zwarciowy: 6÷15 mm, łuk natryskowy: 18÷25 mm [5]). w przypadku ich przekroczenia mogą pojawić się znaczące różnice w przebiegu i efektach spawania (rys. 13): – im większa długość wolnego wylotu drutu przy tym samym prądzie spawania, tym większa wydajność stapiania drutu, – przy niezmienionych parametrach spawania, ze wzrostem wolnego wylotu drutu zmniejsza się wartość prądu spawania, – z obniżaniem wolnego wylotu drutu rośnie głębokość wtopienia, odwrotnie – wtopienie staje się mniejsze od nominalnego, – zwiększenie wolnego wylotu drutu zmniejsza natężenie prądu krytycznego – granicy przejścia do łuku natryskowego. 39przegląd spawalnictwa 8/2014 rys. 13. wpływ długości wolnego odcinka drutu elektrodowego na przebieg procesu spawania [5] fig. 13. the effect of the free section of the electrode wire to the welding process [5] zapobieganie błędom programowania trajektorii spawania oprócz wymienionych w tablicy i przyczyn niekorzystnych zjawisk należy wskazać dodatkowo dwa czynniki: wymianę eksploatacyjną elementów części roboczej uchwytu elektrodowego lub ich deformację po kolizji. nie są one konsekwencją właściwości drutu w roli wskaźnika, ale mają na niego ogromny wpływ. nowe elementy uchwytu mogą nieznacznie odbiegać wymiarowo od zastosowanych pierwotnie (i ujętych w definicji tcp), a pozornie niegroźna kolizja może powodować nadmierną deformację. jednak w obydwu przypadkach, o ile w porę wykryto odstępstwo trajektorii, przeważnie wystarczy zastosować jedną z metod: – ponownie zdefiniować punkt roboczy tcp dla zmodernizowanego lub odkształconego (o ile jest nadal sprawne) narzędzia i przypisać je do bieżącego programu użytkowego, – przeprowadzić kalibrację automatyczną w oparciu o stację sensoryczną (rys. 7), – przeprowadzić kalibrację mechaniczną narzędzia (rys. 8). najprostszym, często stosowanym sposobem uniezależnienia definiowanego punktu roboczego oraz programowanej trajektorii od kondycji wysuniętego odcinka drutu, jest zastąpienie go wskaźnikiem zastępczym. najprostszy może mieć postać sztywnego, zaostrzonego pręta, wkręcanego w miejsce końcówki prądowej. niestety, sztywny wskaźnik nie zabezpiecza uchwytu i robota przed przypadkowymi kolizjami. korzystne może być zatem jego zamocowanie poprzez element podatny, np. sprężynę. w odróżnieniu od fantomów mechanicznych, firma binzel proponuje wskaźnik laserowy abidot z równoczesną projekcją czterech plamek świetlnych, zbiegających się w ustalonym punkcie tcp (rys. 14). urządzenie montowane jest na końcu uchwytu elektrodowego w miejsce dyszy gazu osłonowego. adapter z naniesioną skalą liniową umożliwia precyzyjne ustalenie miejsca ogniskowania wiązek. w przypadku prowadzenia robota zbyt blisko lub za wysoko następuje rozproszenie wiązek i projekcja czterech oddzielnych metoda budowa i działanie skutek masowe zasobniki drutu elektrodowego beczki z drutem zwijanym przy użyciu techniki z przeciwskrętem, zapobiegającym jego obracaniu się wokół własnej osi podczas rozwijania (marathon pac, esab) zmniejszenie krzywizny podawanego drutu. mniejsze zużycie końcówki prądowej wskutek tarcia i iskrzenia na krawędziach szpule masowe – większa średnica nawoju specjalne końcówki prądowe w formie otwartej spirali z wymuszonym, falistym ruchem drutu (helix, esab) zmniejszenie krzywizny podawanego drutu. zminimalizowany wpływ zużycia końcówki na położenie drutu. wydłużona żywotność – 5÷10 razy). z ruchomą szczęką dociskową dopasowującą końcówkę do różnych średnic drutu (contex, fronius) rolki prostujące mechanizmy wielorolkowe do prostowania drutu elektrodowego. bez napędu, wstawiane pomiędzy szpulę z drutem a podajnikiem lub zintegrowane z podajnikiem zmniejszenie lub całkowita eliminacja krzywizny podawanego drutu. mniejsze zużycie końcówki prądowej wskutek tarcia i iskrzenia na krawędziach układy podające pchaj – ciągnij dodatkowy mechanizm podający w uchwycie elektrodowym zmniejszenie krzywizny podawanego drutu oraz zjawiska swobodnego cofania i wysuwania się końca wysuniętego odcinka drutu z tulejki prądowej pod wpływem ruchów uchwytu elektrodowego specjalne prowadniki drutu wewnątrz przewodu spawalniczego budowa z wewnętrznym rdzeniem cienkościennym i dodatkowym oplotem drucianym zapewnia większą odporność na deformacje w czasie wysuwania drutu elektrodowego (qcc i qcc-hd, electron beam technologies) ogranicza zjawisko swobodnego cofania i wysuwania się końca wysuniętego odcinka drutu z tulejki prądowej pod wpływem ruchów uchwytu elektrodowego automatyczne ucinaczki drutu elektrodowego stacje czyszczące dysze gazowe zintegrowane z nożycami do ucinania drutu kalibracja wysuniętego odcinka drutu elektrodowego tablica ii. wybór metod zwiększających dokładność i powtarzalność wymiarową końca wysuniętego drutu elektrodowego table ii. the choice of methods to increase the accuracy and dimensional repeatability of the electrode wire tip 40 przegląd spawalnictwa 8/2014 wnioski konfiguracja zrobotyzowanego stanowiska spawalniczego wymaga nie tylko zgromadzenia odpowiednich maszyn i wyposażenia technologicznego, ale także ich prawidłowej, wzajemnej instalacji mechanicznej [2, 4]. zapewnienie wysokiej jakości i powtarzalności połączeń spawanych może się także wiązać z pozornie błahym zagadnieniem doboru niektórych elementów toru podawania drutu elektrodowego. część z omówionych środków zaradczych niesie za sobą dodatkowe korzyści techniczne i ekonomiczne, np. układy podawania drutu pchaj – ciągnij zwiększają stabilność procesu, a masowe zasobniki drutu elektrodowego obniżają cenę materiałów dodatkowych, zmniejszają zużycie tulejek prądowych oraz redukują przestoje związane z załadunkiem drutu elektrodowego. w każdym przypadku prawidłowo dobrana, dobrej jakości i w porę wymieniona tulejka prądowa skutecznie przyczyni się do ogólnej poprawy warunków programowania i spawania. literatura [1] cegielski p.: automatyzacja i robotyka w budowie maszyn. oficyna wydawnicza politechniki warszawskiej, tempus, warszawa 1997. [2] cegielski p., kolasa a., golański d., sarnowski t., oneksiak a.: innowacyjne rozwiązania konstrukcyjne w przemysłowych urządzeniach do automatyzacji procesów spawalniczych. przegląd spawalnictwa 1/2013, s. 30-35. [3] cegielski p., kolasa a., sarnowski t.: dostosowanie robotów do spawania elementów o obniżonej dokładności. przegląd spawalnictwa 6/2011, s. 25-28. [4] cegielski p., kolasa a., sarnowski t., oneksiak a.: wdrożenia przemysłowe projektów badawczo-rozwojowych w zakresie mechanizacji i automatyzacji procesów spawalniczych. przegląd spawalnictwa 6/2011, s. 53-59. [5] ferenc k., cegielski p. i in. (praca zbiorowa): technika spawalnicza w praktyce. poradnik inżyniera konstruktora i technologa. rozdział 7. mechanizacja, automatyzacja, robotyzacja. verlag dashofer, warszawa 2012. [6] honczarenko j.: roboty przemysłowe. budowa i zastosowanie. wnt, warszawa 2010. [7] kontroler serii d. instrukcja użytkownika. kawasaki. astor. [8] kost g., świder j. (red.) i in.: programowanie robotów online. wydawnictwo politechniki śląskiej. gliwice 2008. [9] lach m.: wybrane problemy ręcznego sterowania ramieniem robota podczas programowania procesów spawania łukowego. praca dyplomowa inżynierska. kierujący pracą dr inż. p. cegielski. politechnika warszawska 2013. [10] materiały firmowe: kawasaki, fanuc, kuka, abb. [11] nowak m., wiśniewski d., czeladziński ł., buchowski j.: programowanie off-line i on-line na przykładzie rozwiązań panasonic. przegląd spawalnictwa 5/2012, s. 42-48. [12] paul c., höfner l.: sensory w robotyzacji spawania. przegląd spawalnictwa 8/2011, s. 28-31. [13] podręcznik programowania robotów irp-6/10. zap s.a. zakład robotów przemysłowych, ostrów wielkopolski, 1997. a następnie utworzony program użytkowy, już na etapie pracy (testowej i automatycznej) realizowany będzie ponownie z użyciem obarczonego licznymi wadami drutu elektrodowego. znaczna część niekorzystnych zjawisk omówionych w tablicy i nadal będzie miała wpływ na postać odtwarzania zaprogramowanej ścieżki, a więc na jakość spawania. problem w największym stopniu dotyczył będzie spoin cienkościennych, jednowarstwowych spoin pachwinowych oraz złączy o złożonych, przestrzennych trajektoriach. kluczowe staje się zatem zapewnienie jednakowych warunków definiowania narzędzia, tworzenia programu użytkowego, a następnie pracy automatycznej. najlepiej powyższy postulat spełnić może wskaźnik najprostszy, jakim jest koniec wysuniętego drutu, jednak przy zapewnieniu możliwie jak największej dokładności i powtarzalności wymiarowej. jest to możliwe przy zastosowaniu dodatkowych środków (tabl. ii). w prezentowanym zestawieniu pominięto wiele dodatkowych korzyści, zarówno technicznych, jak i ekonomicznych, jakie pociągają za sobą przedstawione metody. rys. 14. schemat działania systemu abidot fig. 14. operation scheme operation of the system abidot plamek. niestety, brak fizycznego wskaźnika utrudnia ocenę orientacji kątowej elektrody, konieczne jest także stosowanie zabezpieczeń wzroku programisty (laser). wykorzystanie wskaźników zastępczych wiąże się z koniecznością przezbrajania uchwytu elektrodowego. zdefiniowany za ich pomocą punkt roboczy narzędzia, ps 12 2016 www.pdf 28 przegląd  spawalnictwa vol. 88 12/2016 spawanie laserowe – wybrane metody laser welding – selected methods streszczenie w artykule przedstawiono podstawy i odmiany procesu spajania materiałów na drodze spawania laserowego. odkrycie promieniowania laserowego w połowie xx w. przyczyniło się do dynamicznego rozwoju technik spajania materiałów. źródło energii w postaci wiązki laserowej okazało się być w wielu przypadkach idealnym narzędziem w procesach spajania ze względu na swoją niespotykaną dotąd specyfikę. do najważniejszych atutów promieniowania laserowego w aspekcie wykorzystania go w procesach spawania bez wątpienia zaliczyć można elastyczność w zakresie gęstości używanych energii, jak również możliwość praktycznie dowolnego formowania kształtu i rozkładu energii w wiązce. dzięki między innymi tym cechom proces spawania laserowego może być realizowany na wiele różnych sposobów oraz zastosowany do wielu różnych typów materiałów. słowa kluczowe: laser; spawanie; spajanie abstract the article the basics and variations of the process of bonding materials by laser welding. discovery of the laser radiation in the mid-20th century, contributed to dynamic development of the bonding techniques. source of energy in the form of a laser beam turned out to be, in many cases, an ideal tool in the process of bonding due to its unprecedented specificity. the most important strengths of laserradiation, in terms of its use in welding processes, without a doubt include the flexibility in terms of the density of energy which is used, as well as the abitity to form any shape and to distribute energy in the beam. thanks to these features, the laser welding process can be performed in many different ways and be applied on many different types of materials. keywords: laser beam; welding wstęp od zarania dziejów człowiek dąży do poprawy komfortu swojego życia. cel ten osiągany jest poprzez podporządkowywanie sobie natury i materii. o ile ta pierwsza jest krnąbrna i często nieprzewidywalna, o tyle ta druga daje się w miarę łatwo okiełznać. kształtowanie materii na potrzeby wytwarzania narzędzi ewoluuje od czasów prehistorycznych. zagadnienie to od początku realizowane było dwutorowo – poprzez odejmowanie lub dodawanie materiału. rozwój zastosowań energii elektrycznej w wieku xix w. znacznym stopniu przyczynił się do rozkwitu metod wytwarzania, a odkrycie lasera w połowie wieku xx było przełomowe dla postępu w wielu dziedzinach nauki i przemysłu. spawanie laserowe to odmiana techniki spawania polegająca na spajaniu materiałów poprzez stapianie obszaru ich styku za pomocą wiązki promienia laserowego. proces ten prowadzony jest zazwyczaj w osłonie gazu obojętnego, natomiast w przypadku kiedy materiał spawany nie utlenia się spawanie prowadzone jest w powietrzu i zapewnia dużą wytrzymałość spoin. spawanie laserowe powszechnie stosowane jest w wielu dziedzinach przemysłu w produkcji wielkoseryjnej m.in. w przemyśle ciężkim i motoryzacyjnym. w tym dominik wyszyński przeglad welding technology review celu wykorzystuje się wiązki o dużej gęstości energii rzędu mw/cm². w wyniku zastosowania oddziaływania wiązki laserowej o niewielkim rozmiarze a ogromnej gęstości energii szerokość strefy wpływu ciepła jest mała a oddziaływanie temperatury na konstrukcje niewielkie. z tego także powodu procesowi towarzyszy szybkie odprowadzanie ciepła i stygnięcie spoiny. możliwa do uzyskania szerokość uzyskiwanych spoin wynosi od 0,2 do 13 mm. praktycznie wykorzystywane są głównie spoiny o małych szerokościach. zakres wnikania energii w głąb materiału jest proporcjonalny do mocy lasera, współczynnika absorpcji promieniowania laserowego danego materiału, ale zależy również od lokalizacji ogniska lasera i prędkości posuwu wiązki. najbardziej efektywny sposób dostarczania energii wiązki lasera w głąb materiału jest realizowany poprzez lokalizowanie ogniska tuż poniżej powierzchni łączonych materiałów. spawanie laserowe w wielu odmianach stosowane jest do spajania praktycznie większości rodzajów stali, metali trudnotopliwych, metali aktywnych chemicznie, aluminium i tytanu, jak również tworzyw sztucznych, krzemu, szkła oraz ich układów. proces spawania laserowego znajduje zastosowanie w przemyśle głównie w skali makro. istnieje jednak szereg odmian spawania laserowego wykorzystywanych również w skali mikro. w artykule przedstawione zostaną wybrane odmiany procesu spawania (również te hybrydodr inż. dominik wyszyński – instytut technologii maszyn i automatyzacji produkcji, wydział mechaniczny, politechnika krakowska. autor korespondencyjny/corresponding author: wyszynski@mech.pk.edu.pl 29przegląd  spawalnictwa vol. 88 12/2016 we) laserowego oraz podane zostaną typowe obszary zastosowań. opis procesu proces spawania laserowego może być realizowany na wiele sposobów oraz z wykorzystaniem różnych źródeł laserowych. do najczęściej stosowanych należy zaliczyć lasery dużej mocy pracujące w sposób ciągły takie jak laser co2, matryce diod laserowych dużej mocy oraz lasery światłowodowe czy lasery impulsowe nd:yag. rys. 1. schemat procesu spawania laserowego fig. 1. scheme of laser welding process wiązka laserowa pada na powierzchnię spawanych materiałów. w wyniku absorpcji promieniowania elektromagnetycznego przez atomy łączonych materiałów dochodzi do wzrostu temperatury w obszarze oddziaływania wiązki. wzrostowi temperatury towarzyszą przemiany strukturalne i fazowe. po przekroczeniu temperatury topnienia łączone materiały zaczynają się intensywnie ze sobą mieszać. ponieważ rozmiar skupionej plamki laserowej jest niewielki, również i spoina posiada niewielkie rozmiary poprzeczne a strefa wpływu ciepła w tym przypadku uzależniona jest od mocy lasera, rozmiaru plamki skupionej wiązki laserowej, przewodności cieplnej spawanych materiałów oraz czasu interakcji wiązki laserowej z materiałem (prędkością posuwu wiązki). ponieważ strefa oddziaływania wiązki laserowej jest niewielka względem objętości materiału, a dodatkowo ruchoma, przetopiony materiał będzie relatywnie szybko stygł, tworząc spoinę. naturalnie tempo procesu spawania uzależnione jest od współczynnika absorpcji promieniowania lasera o danej długości fali, mocy zastosowanego źródła laserowego, grubości spawanych materiałów oraz ich przewodności cieplnej. do najczęściej stosowanych w procesie spawania laserów należą lasery co2, nd:yag oraz matryce diod laserowych. przykładową zależność pomiędzy prędkością spawania a głębokością spawania przedstawiono na przykładzie wysokiej mocy diodowej głowicy laserowej rys. 2. zależność grubości spawania w zależności od prędkości spawania i rodzaju materiału [1] fig. 2. the dependence of the thickness of welding, depending on the speed and type of material. (rys.1). wykres obejmuje także zależność tempa i głębokości procesu spawania laserowego od typu spawanego materiału i jego właściwości cieplnych. w przypadku elementów które zostały wstępnie ogrzane (np. wskutek procesu spawania realizowanego w obrębie tego samego arkusza blachy), nagrzewanie zachodzi znacznie szybciej niż w obszarach chłodnych co może skutkować głębszą i szerszą spoiną lub możliwością zwiększenia prędkości spawania. proces spawania laserowego posiada wiele odmian. poniżej wymieniono metody stosowane najczęściej: – spawanie poprzez przewodzenie cieplne (heat conduction welding), – spawanie poprzez głębokie przetopienie materiału (deep penatration welding), – spawanie hybrydowe, – spawanie materiałów termoplastycznych, – łączenie laserowe z udziałem reakcji termochemicznych, – lutowanie laserowe, – mikrospawanie laserowe, – w dalszej części artykułu omówione zostaną wybrane spośród wymienionych. spawanie poprzez przewodzenie cieplne  – heat conducted welding jest to proces, podczas którego materiał podgrzewany jest do temperatury topnienia, lecz nie wyższej, aby uniknąć nadmiernego parowania materiału spawanego materiału. zatem krytycznymi z punktu widzenia parametrami tego procesu będą moc lasera, gęstość energii, rozmiary spawanych elementów oraz ich temperatura i przewodność cieplna. proces ten najczęściej stosowany jest do łączenia cienkich arkuszy blachy stalowej i aluminiowej o grubościach nieprzekraczających 1,5 mm. tego typu materiały stosowane są najczęściej w przemyśle samochodowym oraz do produkcji armatury. w porównaniu z innymi metodami spawania ten typ procesu charakteryzuje relatywnie niska ilość energii dostarczanej do przedmiotu obrabianego wskutek czego dochodzi do mniejszych niż zazwyczaj odkształceń oraz zwiększenia wydajności procesu. schemat takiego procesu przedstawiony został wcześniej na rysunku 1. w procesie tym najczęściej stosowane są lasery gazowe (np. co2), na ciele stałym (np. nd:yag) czy diody laserowe wysokiej mocy. na rysunku 3 przedstawiono wyniki zastosowania lasera diodowego o mocy 2,5 kw do spawania stalowego arkusza blachy o grubości 2 mm. prędkość spawania wynosiła 1,8 m/min. rozmiar plamki laserowej 1,7x3.8 mm. rys. 3. charakterystyka procesu hcw [3] fig. 3. characteristic of the hcw process 30 przegląd  spawalnictwa vol. 88 12/2016 czasem, jak to ma miejsce podczas spawania stali chromowo-niklowych, niezbędne jest zastosowanie gazu roboczego takiego jak argon czy hel lub ich mieszanek, aby poprawić jakość spoiny i uniemożliwić utlenianie materiału w jej przypowierzchniowej warstwie. obróbka wykańczająca górnej powierzchni spoiny nie jest wymagana. spawanie poprzez głębokie przetopienie  materiału (deep penetration welding) aby połączyć materiał poprzez jego głębokie przetopienie proces spawania laserowego musi zachodzić przy znacznie mniejszych prędkościach w porównaniu z omawianym wcześniej procesem. zmniejszenie prędkości spawania umożliwia zwiększenie tempa przepływu ciepła w głąb materiału, tak aby możliwe było zarówno przetopienie przypowierzchniowej warstwy utlenionej jak i dolnej części arkusza. absorbowana przez materiał energia lasera rozgrzewa go do temperatury przekraczającej zarówno temperaturę topnienia, jak i parowania. z uwagi na prężność par oraz ich przepływ w obszarze przetopionego płynnego materiału (jeziorka) formowany jest kanał parowy – rysunek 4. ponieważ ciepło w tym przypadku rozchodzi się zarówno w kierunku w głąb materiału, jak i (w znacznie większym stopniu niż w omawianym wcześniej przypadku) na boki, powstałe w ten sposób spoiny są głębsze i szersze. rys. 4. schemat procesu spawania dpw. opracowanie własne na podstawie [2] fig. 4. scheme of dpv process w tym procesie przetopiony materiał opływa kanał parowo-plazmowy i zastyga wokół niego, tworząc spoinę. ta odmiana procesu spawania laserowego pozwala na uzyskiwanie spoin o stosunku szerokości do grubości większym niż 10:1. aby przejść od procesu hcw do dpw w większości przypadków wystarcza także zwiększenie gęstości mocy lasera (zmniejszenie średnicy plamki przy zachowaniu tej samej mocy lasera i prędkości spawania). w przypadku spawania stopów aluminium przejście takie z użyciem laserów diodowych jest niemożliwe z uwagi na właściwości optyczne i termiczne tych stopów. zatem proces ten będzie w tym przypadku zawsze procesem hcw wraz z wszystkimi jego ograniczeniami. w procesie dpw ważną rolę odgrywa jonizacja parującego metalu i powstająca plazma. po przekroczeniu pewnej granicy gęstości mocy lasera gęstość plazmy dramatycznie rośnie, powodując silne odbijanie promieniowania laserowego. zakłóca to równowagę procesu spawania [3]. warto także wspomnieć, że głębokość, na jakiej materiał zostaje w tym procesie przetopiony zależy prócz jego właściwości fizycznych również od głębi ostrości stosowanej w procesie soczewki skupiającej. dodatkowo z uwagi na wielokrotne odbicia wiązki laserowej w kanale parowym (każdemu odbiciu towarzyszy jednakże pewna absorpcja energii) możliwe jest uzyskanie wysokiej sprawności absorbowania energii lasera również dla materiałów posiadających wysoki współczynnik odbicia dla danej długości fali. formujący się kanał parowy i występująca w nim dodatkowa absorpcja energii sprzyjają jednorodnemu ogrzewaniu spoiny na całej grubości arkusza blachy, a sam kanał stanowi ujście dla powstających gazów, przez co dochodzi do odgazowania roztopionego metalu i zmniejsza to jego porowatość. do parametrów mających największy wpływ na tę odmianę procesu spawania laserowego zaliczyć można: – długość fali lasera, moc lasera, stan polaryzacji fali elektromagnetycznej, ogniskowa soczewki i stosunek rozmiaru plamki padającej na soczewkę do rozmiaru plamki po skupieniu oraz gęstość mocy; – rodzaj użytego w procesie gazu osłonowego, jego wydatek, rodzaj i kształt dyszy (czasem stosowany jest w procesach hybrydowych drut – jego wpływ omówiony zostanie w dalszej części artykułu); – rodzaj spawanego materiału, jego grubość, struktura, stan warstwy wierzchniej oraz przygotowanie krawędzi przed spawaniem; – prędkość spawania, kierunek spawania, umiejscowienie ogniska wiązki laserowej, przyspieszenia; – kształt łączonych elementów, umiejscowienie spoiny jak również jej dostępność. poniżej na rysunku 5 przedstawiono przekrój poprzeczny czołowy spoiny po spawaniu z użyciem lasera dyskowego o mocy 8 kw. rys. 5. fotografia przekroju poprzeczny spoiny po spawaniu arkusza blachy ze stali nierdzewnej z użyciem lasera dyskowego o mocy 8kw, prędkość spawania 3m/min, grubość spoiny 10mm [2] fig. 5. picture of the seam cross section of stainless steel welding. disk laser p=8kw, feed rate 3m/min, thickness 10mm [2] spawanie hybrydowe spawanie hybrydowe to proces, w którym obok wiązki laserowej używa się innego komplementarnego źródła energii np. w postaci wyładowania łukowego. podczas ,takiego procesu energia lasera dostarczana jest do miejsca spawania w sposób identyczny jak podczas omawianych wcześniej procesów. różnica polega jednak na tym, że dodatkowo spawany materiał przypięty jest do źródła 31przegląd  spawalnictwa vol. 88 12/2016 prądu stałego i stanowi jedną z elektrod. druga z elektrod umieszczona jest pod kątem względem głowicy laserowej. zazwyczaj elektroda ta stanowi także źródło materiału wypełniającego spoinę. cechą charakterystyczną dla tej odmiany procesu spawania jest to, że zarówno energia lasera, jak i wyładowania łukowego dostarczane są w to samo miejsce – do jeziorka. schemat stanowiska przedstawiony został na rysunku 6 poniżej. rys.  6. schemat procesu spawania hybrydowego. opracowanie własne na podstawie [4] fig. 6. scheme of hybrid welding process [4] hybrydowe procesy spawania cenione są za wysoką wydajność i elastyczność, szczególnie jeśli wziąć pod uwagę synergię procesów dpw i mig lub mag. metody te stosowane są na szeroką skalę w przemyśle stoczniowym [5,6] jak również motoryzacyjnym [7]. przewaga procesu hybrydowego spawania laserowego w odniesieniu do standardowego spawania laserowego polega przede wszystkim na: – udoskonaleniu procesu łączenia materiałów z użyciem niższych mocy lasera (rys. 8), – łączenie przesuniętych krawędzi (rys. 9), – obniżeniu wymagań dotyczących przygotowania i mocowania krawędzi, – udoskonaleniu sterowania cyklem nagrzewania. natomiast w stosunku do tradycyjnych metod spawania jako zalety wyróżnić można: – większą prędkość spawania (rys. 7)., rys. 7. prędkość spawania 14,4m/min, stal niskowęglowa, arkusz o grubości 1 mm [9] fig. 7. feed rate 14,4m/min, 1mm mild steel sheet [9] rys. 8. wypełnienie szczeliny (0,8mm), profil aluminiowy o grubości 4 mm [9] fig. 8. gap bridging (0,8mm), 4mm aluminium profile [9] rys. 9. spawanie niedopasowanych (przesunięcie 2 mm) względem siebie krawędzi, stal (rura), grubość 10 mm [9] fig. 9. leveling of misalignment (2mm) 10mm pipeline steel x25 [9] rys.  10. wysoka jakość spoiny. rura stalowa, grubość ścianki 12 mm [9] fig. 10. high quality seam. 12mm stainless steel tube [9] rys.  11. schemat spoiny typu i uzyskiwanej podczas spawania złącz zakładkowych [8] fig. 11. type i seam scheme [8] 32 przegląd  spawalnictwa vol. 88 12/2016 – spawanie bez stosowania szczeliny oraz możliwość uzyskania spoiny typu i podczas spawania złącz zakładkowych (rys. 11), – spawanie z przetopieniem spoiny na całej głębokości w podczas pojedynczego przejścia nawet dla dużych głębokości, – mniejsze ilości ciepła, – mniejsze odkształcenia, – mniejsza ilość materiału na złączach teowych oraz w narożnikach, lepszy prześwit. zalety te mają bezpośredni wpływ na jakość (rys. 10) i wydajność procesu. wynikają one z możliwości sterowania procesem polegającym na dostarczaniu odpowiedniej ilości stopionego materiału w wymagane miejsce przy użyciu metody mig/mag i jednoczesnym wytworzeniu przy użyciu wiązki lasera kanału gazowo-plazmowego w jeziorku, dzięki któremu uzyskuje się wymaganą głębokość i prędkość spawania. dodatkowo obserwowana jest poprawa właściwości metalurgicznych otrzymywanych złączy związana z ich twardością, wytrzymałością i zmniejszoną porowatością. zastosowanie w procesie źródeł laserowych (nd:yag, dyskowych czy światłowodowych) o krótszych długościach fal niż lasera co2, pozwala na zaniedbanie zjawisk związanych z ekranowaniem plazmy. możliwy jest zatem dobór odpowiedniego gazu roboczego w celu stabilizacji wyładowania łukowego i ochrony podłoża. najczęściej stosuje się w tym celu argon. w celu odpowiedniego odrywania kropel materiału z elektrody i zapobiegnięcia ich rozchlapywania stosowany jest dodatek tlenu. zastosowanie lasera co2 w tym procesie wymaga mieszanki helowej, aby zapobiec ekranowaniu plazmy. obecność wiązki laserowej stabilizuje wyładowanie łukowe nawet przy dużym przepływie helu. podsumowanie przedstawione w artykule metody stanowią jedynie pewien ułamek z wachlarza dostępnych sposobów na łączenie materiałów za pomocą wiązki lasera. co więcej, z uwagi na ograniczenia redakcyjne w artykule omówione zostały tylko te stosowane na największą skalę. dlatego także przedstawiono je w sposób jak najbardziej zwięzły i zaprezentowano jedynie najważniejsze aspekty omawianych procesów. spawanie laserowe znajduje co raz to nowsze zastosowania, a systemy wyposażane są w różnorodne oprzyrządowanie zarówno jeśli chodzi o stosowane dysze, jak i układy optyczne. na szczególną uwagę zasługuje tu zastosowanie spawania laserowego tworzyw termoplastycznych, szkła i półprzewodników oraz wykorzystanie precyzyjnych metod w przemyśle zegarmistrzowskim. w związku z powyższym, jeśli przedstawiona tematyka, spotka się z zainteresowaniem czytelników, autor zobowiązuje się w kolejnym artykule omówić również te aspekty. literatura [1] r. poprawe, d. petring, c. benter. (2001) “schweißen mit diodenlasern”, iastk 2001. [2] r. poprawe, tailored laser light 2 – laser application technology, springer 2011. [3] e. beyer, einfluß des laserinduzierten plasmas beim schweißen mit co2lasern. dissertation,th-darmstadt, 1985 [4] d. petring hybrid laser welding. industrial laser solutions, december 2001, pp. 12-16, 2001. [5] h. lembeck, laser-hybrid-schweißen im schiffbau. proceedings aachener kolloquium fur lasertechnik 2002, aachen, germany, pp. 177-192, 2002. [6] u. jasnau, j. hoffmann, p. seyffarth, r. reipa, g. milbradt, laser-msg hybridschweißen im schiffbau. proceedings of european automotive laser application 2003, bad nauheim, germany, 2003. [7] t. graf, h. staufer, laser-hybrid-welding drives vw improvements. welding journal, pp. 42-48, 2003. [8] us 8471173 b2, laser hybrid welding method and laser hybrid welding torch using a zinc and/or carbon and/or aluminum-containing rod. [9] d. petring, c. fuhrmann, hybrid laser welding: laser and arc in concert. the industrial laser user, no. 33, pp. 34-36. 2003. ps 6 2016 www.pdf 11przegląd  spawalnictwa       vol. 88 6/2016 wybrane aspekty bioinspiracji   w procesach spawalniczych some aspects of bioinspirations in welding processes prof. dr hab. inż. adam ruszaj – politechnika krakowska. autor korespondencyjny/corresponding author: ruszaj@mech.pk.edu.pl streszczenie bionika jest dziedziną nauki, która bada budowę organizmów żywych (roślin, zwierząt), biomateriałów wytwarzanych przez organizmy żywe oraz procesów występujących w przyrodzie w celu wykorzystania ich w technice. jednym z bardzo interesujących aspektów wykorzystania osiągnięć bioniki jest projektowanie lekkich konstrukcji w oparciu o analizę i modelowanie budowy roślin czy szkieletów zwierząt oraz poprawa właściwości warstwy wierzchniej elementów (np. po napawaniu) przez zastosowanie niepłaskich powierzchni analogicznych do występujących w przyrodzie. tym właśnie zagadnieniom poświęcony jest artykuł. słowa kluczowe: bioinspiracje; konstrukcje lekkie; konstrukcje spawane; napawanie; struktura powierzchni abstract bionic is a branch of knowledge, which investigated structures of alive organisms (plants and animals), biomaterials created by plants or animals and processes occurring in the nature in order to inspire technical problems rational solution. one of very interested area of bionic achievements application is designing of lightweight constructions. here the source of biological inspiration are structures of plants and animals skeletons. another area of bionic inspiration could be improvement of details surface properties (after alloying) by application of non-smooth surfaces analogous to this which the nature created in evolution process. keywords:  bio-inspirations; lightweight designing; welding construction; alloying, surface structure wstęp technologie spawalnicze wykorzystywane są do łączenia elementów w każdej gałęzi techniki od budownictwa przez przemysł sprzętu gospodarstwa domowego, maszynowy, samochodowy czy okrętowy do lotniczego i kosmicznego [1]. wykorzystując rozwijające się dynamicznie technologie spawania stali, żeliwa, metali kolorowych oraz ich stopów możliwe jest wytwarzanie złożonych elementów różnych wymiarów, których wykonanie innymi metodami byłoby niezwykle trudne, nieekonomiczne lub niemożliwe. istotną role w kształtowaniu właściwości warstwy wierzchniej nowych elementów oraz wszechstronnie rozumianej regeneracji wyrobów odgrywają technologie napawania. specjalnych warstw, które przedłużają okres eksploatacji elementów, obniżając koszty (element poza warstwa wierzchnią o odpowiednio dobranej grubości może zwykle być wykonany z tańszego materiału) i dając ogromne możliwości regeneracji zużytych elementów [2,3]. w obszarze spawania czy napawania zachodzą niezwykle skomplikowane i trudne do sterowania procesy cieplne (topienie, mieszanie składników, przemiany strukturalne, krzepniecie itp.) od ich poznania i możliwości sterowania ich przebiegiem zależy jakość połączenia i właściwości napawanej warstwy [1÷5]. technologie spawania i napawania rozwijają się niezwykle dynamicznie i kompleksowo. dlatego trudno jest zidentyfikować obszar, który można wskazać jako innowacyjny kierunek badań. adam ruszaj pewne możliwości nowego spojrzenia na rozwój technologii spawania i napawania z osiągnięć „bioniki” – dziedziny nauki, która bada organizmy żywe oraz materiały i procesy wystepujące w przyrodzie z punktu widzenia możliwości ich zastosowania w technice [6÷10]. niektóre aspekty bioinspiracji możliwe do ewentualnego uwzględnienia w technologiach spawania i napawania zostaną przedstawione poniżej. charakterystyka struktur występujących  w przyrodzie obecnie występujące formy roślin i zwierząt są wynikiem trwającego wiele milionów lat procesu ewolucji. organizmy, które nie przystosowały się do zmian występujących w środowisku wyginęły. widok drzew, które występują prawie we wszystkich ekosystemach lądowych jest tak pospolity, że nie zauważamy optymalnych rozwiązań, które tutaj natura wypracowała [6,11,12]. rozwidlenia i połączenia gałęzi są rozwiązane optymalnie ze względu na przenoszenie obciążeń statycznych i dynamicznych (wiatr, deszcz, śnieg, zmiana temperatury itp.). optymalny jest również rozkład naprężeń w obszarze rozwidleń. należy podkreślić, że również struktura wewnętrzna drzew, krzewów bambusa czy sitowia jest optymalna i zapewnia odpowiednią sztywność, przeglad welding technology review 12 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 6/2016 rys. 1. liść lilii olbrzymiej (po lewej) oraz struktura jego użyłkowania (po prawej) [13] fig. 1. the giant waterlily leaf (on the left) and its veins distribution (on the right) [13] elastyczność i odporność na zużycie. podobnie liście drzew, czy kwiatów wodnych, które pełnią wiele funkcji (proces fotosyntezy, oddychanie, regulacja wilgotności i temperatury) mają niezwykłą strukturę wewnętrzną (użyłkowanie) na której można się wzorować w projektowaniu elementów. zwierzęta także charakteryzują się niezwykłym przystosowaniem do warunków, w których żyją. można tutaj omawiać wiele aspektów przystosowania do warunków życia. ze względu na tematykę poruszanych zagadnień szczególną uwagą należy zwrócono na fakt, że w przyrodzie praktycznie nie ma gładkich płaskich powierzchni oraz linii prostych [13÷15]. muszle skorupiaków o złożonym kształcie 3d posiadają na powierzchni prążki, które istotnie podnoszą ich odporność na zużycie. zwierzęta ziemne są szczególnie przystosowane do trudnych warunków. pospolity żuk gnojowy ma powierzchnię skrzydeł prążkowaną a na tułowiu i głowie można zaobserwować odpowiednio wgłębienia i występy. zmniejszają one powierzchnie kontaktu z ziemią a puste przestrzenie wypełniają się wodą lub powietrzem zapewniając smarowanie a w konsekwencji zmniejszając opory ruchu. podnosi to „efektywność pracy” żuka i zmniejsza możliwość uszkodzenia powierzchni jego skrzydeł, głowy czy tułowia. łapy kreta mające specyficzny kształt zapewniający optymalne rozdrabnianie i usuwanie ziemi stanowiły inspiracje do zaprojektowania elementów tnących w maszynach rolniczych. szkielety ptaków czy ssaków mają również optymalną lekką budowę i strukturę wewnętrzna niezbędną do przenoszenia obciążeń oraz tłumienia drgań. powyższe cechy budowy roślin i zwierząt można wykorzystać w technice między innymi do projektowania lekkich spawanych konstrukcji oraz do poprawy właściwości użytkowych warstwy wierzchniej elementów wykonanych z żeliwa czy powierzchni lemiesza koparki [8,11,13,14,15]. metodyka wprowadzania bioinspiracji w projektowaniu „bionicznym” można wyróżnić przedstawione poniżej etapy [6÷11]. – sformułowanie problemu i celu technicznego – przeprowadzenie kompleksowej analizy struktur biologicznych w celu wyboru i wstępnej oceny praktycznej przydatność modelu biologicznego – opracowanie w oparciu o model biologiczny modelu technicznego oraz modelowanie matematyczne (często metodą elementów skończonych (finite elements method – fem), jego właściwości (np.tłumienie drgań, sztywność, rozkład naprężeń itp.). – opracowanie na podstawie wyników modelowania matematycznego modelowych elementów do badań doświadczalnych; w przypadku modelowania dużych elementó (np. korpus obrabiarki) model wykonuje się w odpowiedniej skali (np. 1:4 czy 1:6 itp.); do wykonania modelu stosuje się tradycyjne metody wytwarzania nc i cnc, spawanie, odlewanie oraz coraz częściej metody przyrostowe. – przeprowadzenie wszechstronnych badań modelu i uogólnienie uzyskanych wyników na rzeczywisty obiekt w celu oceny zmniejszenia masy, zwiększenia sztywności, wytrzymałości, wielkości odkształceń, rozkładu naprężeń, charakterystyk dynamicznych itp. – ocena stopnia realizacji (spełnienia) celu technicznego. jeżeli cel został spełniony to zostaje wykonany prototyp funkcjonalny; jeżeli cel nie został spełniony to można podjąć działania korygujące model bioniczny, doświadczalny czy metodykę obliczeń. należy podkreślić, że w całym cyklu badań niezwykle ważnym narzędziem badawczym jest intuicja. w zakresie rozwoju lekkich konstrukcji spawanych dynamicznie rozwija się metodyka związana z wykorzystaniem rozwiązań konstrukcyjnych, które możemy obserwować w drzewach, krzewach czy liściach (np. kwiatów wodnych, kaktusa czy drzew[11÷13]. powstają obecnie specjalne pakiety komputerowe (np. pakiet performance control) wspomagajęce proces projektowania bionicznego, które umożliwiają projektantowi dokonywanie (na bieżąco) porównania projektu powstającego wg dotychczas stosowanych konwencjonalnych zasad z alternatywnym projektem bionicznym opartym na strukturach naturalnych drzew. na przykład konstruktor może na bieżąco ocenić o ile może zmniejszony został ciężar konstrukcji bez zmniejszenia sztywności czy wytrzymałości [11]. charakterystyka konstrukcji lekkich konstrukcje lekkie [6] to konstrukcje o zminimalizowanej masie ale zachowujące pozostałe właściwości użytkowe na przynajmniej niezmienionym poziomie w stosunku do rozwiązań konwencjonalnych. te pozostałe właściwości to: funkcjonalność i bezpieczeństwo związane z wytrzymałością, sztywnością i odpornością na zużycie, ekologicznością itp. tworzenie konstrukcji lekkich w ujęciu konwencjonalnym jest obecnie związane ze stosowaniem w możliwe największym zakresie lekkich materiałów takich jak: metale lekkie (lit, magnez, beryl, aluminium i tytan) i ich stopy, specjalne materiały kompozytowe, tworzywa sztuczne oraz odpowiednie nowoczesne, optymalne rozwiązania konstrukcyjne (np. zastosowanie monolitycznych turbin lotniczych tzw. „blisks” zamiast tradycyjnych składanych z oddzielnie wykonywanych łopatek montowanych w specjalnych zamkach na pierścieniu [6]. jednak badania wykazują, ze najnowocześniejsze i najbardziej efektywne rozwiązania w zakresie konstrukcji lekkich oferuje natura [6,7,13]: zastosowanie scharakteryzowanej powyżej metodologii oraz osiągnięć “bioniki” umożliwiło opracowanie konstrukcji korpusów obrabiarek, elementów lotniczych czy innych elementów o znacznie polepszonych charakterystykach. elementy charakteryzowały się większą wytrzymałością (53–124%), i sztywnością (21-43%), zmniejszoną masą (3-43%) i mniejszymi odkształceniami (16–44%) przykłady zostaną przedstawione poniżej. bioniczna konstrukcja „bramy” obrabiarki poniżej zostanie przedstawiony przykład konwencjonalnej i bionicznej konstrukcji przesuwnej bramy (portalu) obrabiarki z nieruchomym stołem (lin mc 600) [13]. jako biologiczny wzorzec przyjęto liście lilii wodnej i kaktusa. liść lilii wodnej przedstawiono na rysunku 1. bioniczna konstrukcja (rys.2b) charakteryzuje się mniejszymi odkształceniami(~16,22%), mniejszą masą (~3,31%) żyły pośrednie żyły główne środekbrzeg 13przegląd  spawalnictwa       vol. 88 6/2016 oraz większą sztywnością (~17,33%) w stosunku do bramy zaprojektowanej w tradycyjny sposób (rys.2a). równocześnie poprawie uległy charakterystyki dynamiczne (odporność na drgania) bramy [13] poprawa właściwości użytkowych w bionicznej konstrukcji jest bezsporna. jednak jej wykonanie może być trudniejsze niż w przypadku bramy konwencjonalnej (żebra ukośne o różnych długościach, trudniejszy dostęp itp.). decyzja o ewentualnym praktycznym zastosowaniu powinna być oparta na wynikach optymalizacji dla przyjętych kryteriów. rys. 2. konstrukcja konwencjonalna z jednakowymi równoległymi żebrami (a) oraz udoskonalona bioniczna konstrukcja (b) [13] fig. 2. the conventional construction with pararell and uniform ribs (a) and the improved bionic construction (b) [13] a) b) a) b) c) rys. 3. trzy rodzaje struktury występujących u żuka gnojowego: a) struktura paskowa występująca na pokrywie skrzydła, b) struktura powierzchni głowy, c) siatka na głowie uformowana ze krowiego nawozu [14] fig. 3. three kinds of soil animals surfaces: a) stripshape of dung beetle’s elytrum, b) punctuate shape of dung beetle’s head, and c) reticulate of cow muck dung beetle’s head [14] kształtowanie właściwości   warstwy wierzchniej w badaniach jako wzór struktury powierzchni przyjęto strukturę powierzchni skrzydeł, tułowia i głowy żuka gnojowego (rys.3) [9,14]. wzorując się na strukturach z rysunku 3. przygotowano próbki z kilkunastoma wariantami struktury wykonanymi laserem nd-yag. przykłady tych struktur przedstawia rysunek 4. przeprowadzone badania próbek ustrukturyzowanych laserowo wykazały, że wszystkie próbki z bioniczna strukturą powierzchni wykazują większą odporność na zużycie zmęczeniowe w stosunku do próbek o powierzchni płaskiej. wzrost ten wynosi: 53% dla próbek z bioniczną strukturą siatkową (kąt krzyżowania się rowków 600), 29% dla próbek z bioniczna strukturą w postaci równoległych rowków oraz 22% dla próbek z punktowymi wgłębieniami. wzrost wytrzymałości zmęczeniowej powyższych próbek wynika przede wszystkim z opóźnienia pojawiania się mikropęknięć oraz hamowania i zmiany kierunku ich propagacji. wadą laserowego strukturyzowania powierzchni jest wprowadzenie lokalnych zmian właściwości próbki (naprężenia rozciągające, obniżenie twardości itp.). zlikwidowanie tych zmian i ujednorodnienie właściwości mechanicznych można uzyskać przez wprowadzenie obróbki wykończeniowej shock laser processing (slp) [15]. połączenie napawania z bionicznym strukturyzowaniem i slp (obróbka wykończeniowa) może prowadzić do uzyskania unikalnych właściwości powierzchni (naprężenia wewnętrzne ściskające, wzrost twardości, wytrzymałości, odporności na żużycie, odorności na korozję itp.). rys. 4. przykłady struktury bionicznej powierzchni próbek z żeliwa szarego gci wzorowanej na strukturze przedstawionej na rys.3. s – odległość elementów struktury, w wymiar struktury (średnica lub szerokość), d – głębokość śladu struktury [14] fig. 4. example of samples made of grey iron gci with bionic surface structure design taking into account fig.3.; s – distance between structure elements, w – dimension of structure elements (diameter or width), d depth of structure elements [14] podsumowanie w powyższych rozważaniach zwrócono uwagę na niektóre aspekty możliwość wykorzystania bioinspiracji w technologiach spawania i napawania. w zakresie spawania bioinspiracja jest pośrednia. konstrukcje lekkie spawane projektuje się z wykorzystaniem bioinspiracji w celu zmniejszenia masy, wzrostu sztywność, zmniejszenia odkształceń, zwiększenie 14 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 6/2016 literatura [1] e.tasak .: metalurgia spawania. wyd. jak kraków 2008. [2] j. radziejewska (praca habilitacyjna], laserowa modyfikacja właściwości warstwy wierzchniej wspomagana nagniataniem prace ippt pan, nr 3/2011. [3] a. dmowska, „ badania warstwy wierzchniej elementów nagniatanych powierzchniowo po stopowaniu elektroiskrowym”, rozprawa doktorska, politechnika warszawska, wydział inżynierii produkcji, warszawa 2015. [4] j. kozak, z. górski: model niszczenia zmęczeniowego spawanego złączy prostopadłych płyt. przegląd spawalnictwa vol.83, nr 4, s.49-53, 2011. [5] p. stasiuk, a. karolczuk, w. kuczko „rozkład naprężeń w krzyżowym złączu spawanym z uwzględnieniem rzeczywistego kształtu spoiny” przegląd spawalnictwa vol.86, nr 1, s.29-33, 2014. [6] oczoś k.e., kawalec a., kształtowanie metali lekkich, wydawnictwo naukowe pwn, warszawa 2012. [7] ruszaj a., „bioinspiracja w rozwiązywaniu problemów technicznych”; szkoła naukowa obróbek erozyjnych – artykuły naukowe z 2015 r., mechanik 2015 (12) 255 – 260. [8] ruszaj a., bioinspiracje w projektowaniu konstrukcji lekkich, mechanik 2016 (2). [9] shu l.h, ueda k., chiu i., cheong h., “biologically inspired design”, cirp annals – manufacturing technology 60 (2011) 673 – 693. [10] luriie-luke e., “product and technology innovation: what can biomimicry inspire”; biotechnology advances 32 (2014) 1494 1505. [11] m. grigorian, “biomimicry and theory of structures – design methodology transfer from trees to moment frames”, journal of bionic engineering 11 (2014) 638-648 . [12] l. tadrist, m. saudreau, e. de langre, “wind and grawity mechanical effect leaf inclination angles”, journal of theoretical biology 341 (2014) 9-16. [13] l. zhao, j. ma, w. chen, h. guo., “lightweight design and verification of gantry machining center crossbeam based on structural bionic”, journal of bionic engineering 8 (2011), 201-206. [14] z. chen, s. lu, x. song, h. zhang, w. yang, h. zhou, “effects of bionic units on the fatigue wear of gray iron surface with different shapes and distributions”, optics & laser technology 66 (2015) 166-174. [15] j. lu, ch. yang, l. zhang, a. feng, y. jang, “mechanical properties and microstructure of bionic non-smooth stainless steel surface by laser multiple processing”, journal of bionic engineering 6 (2009) 180 – 185. zdolności tłumienia drgań itp. aby odpowiedzieć na pytanie: jak wprowadzenie bioinspiracji w takiej konstrukcji wpłynie na operacje spawalnicze trzeba przeprowadzić stosowna analizę. być może operacje spawalnicze w bionicznej konstrukcji będą trudniejsze i bardziej kosztowne (większa liczba żeber o różnych wymiarach w stosunku do konwencjonalnej konstrukcji, dodatkowe pochyłe żebra o różnej długości). ale ostatecznie może zostać wytworzony produkt o wyższej jakości i mniejszym zużyciu materiałów, co może poprawić efektywność takiej produkcji. ostatecznie decydować będzie analiza efektywności w każdym indywidualnym przypadku. w przypadku technologii napawania odpowiedź może być bardziej jednoznaczna. wytworzenie odpowiedniej struktury na napawanej powierzchni zapewne poprawi jej właściwości (np. odporność na zużycie zmęczeniowe). efekty zależeć będą od koniecznych operacji wykończeniowych wspomagających napawanie (np. obróbka zgniotem) [2,3]. połączenie technologii napawania ze strukturyzowaniem i slp może dać największe efekt wynikające z poprawy właściwości warstwy wierzchniej [15]. z uwagi na to, że praktyczne zastosowania osiągnięć bioniki to nie tylko chwilowa moda ale trwały kierunek rozwoju konstrukcji i procesów produkcyjnych celowe jest uwzględnienie w pracach badawczych, rozwojowych i procesach wytwarzania osiągnięć „bioniki” 201106 43przegląd spawalnictwa 6/2011 mariusz.bober kompozytowe powłoki napawane plazmowo – charakterystyka i otrzymywanie composite coatings deposited by the plasma transferred  arc – characterization and coating formation dr inż. mariusz bober –. politechnika. warszawska. streszczenie na. podstawie. literatury. oraz. badań. własnych. w. artykule.przedstawiono.stan.wiedzy.na.temat.kompozytowych. powłok. otrzymywanych. metodą. napawania. plazmowego.. omówiono.ogólną.charakterystykę.napoin.kompozytowych. oraz.mechanizmy.ich.umocnienia..przedstawiono.też.metody.otrzymywania.napoin.kompozytowych.z.zastosowaniem. łuku.plazmowego. abstract the.state.of.the.art.of.coatings.deposited.by.the.plasma.transferred.arc.has.been.presented.basing.on.the. literature.study.and.own.research..the.characterization. and.strengthening.mechanisms.of.composite.overlay.formation.has.been.presented..the.methods.of.composite. overlay.production.by.the.plasma.beam.have.been.discussed.. wstęp napawanie.plazmowe.proszkowe.(pptaw.–.plasma powder transferred arc welding).jest.jedną.z.technik. stosowanych. w. modyfikacji. i. regeneracji. powierzchni. części.maszyn..w.metodzie.tej,.stosuje.się.odpowiedni. dobór.mocy.łuku,.można.z.dużą.dokładnością.regulować.głębokość.przetopienia.podłoża,.uzyskując.poniżej. 5%. udziału. metalu. podłoża. w. napoinie.. dzięki. temu,.. w. celu. uzyskania. powłoki. o. określonych. właściwościach.eksploatacyjnych,.wystarczy.wykonać.napoinę. małej. grubości,. co. ma. wymierny. efekt. ekonomiczny.. z.kolei.dobierając.odpowiednie.parametry.napawania. plazmowego,.o.można.otrzymać.napoiny.o.grubości.od.. 0,25.mm.do.5÷7.mm.i.wysokiej.czystości.metalurgicznej.. równomierny. rozkład. mocy. plamki. łuku. plazmowego. na. powierzchni. napawanego. przedmiotu. oraz. zastosowanie.ruchu.wahadłowego.palnika.plazmowego. zapewniają.otrzymywanie.napoin.„o”.jednakowej.grubości.na.całej.szerokości.warstwy.i.o.gładkim.licu,.często. bez. konieczności. stosowania. obróbki. mechanicznej.. dokładne.sterowanie.energią.liniową.procesu.napawania.umożliwia.regulację.szerokości.i.przemian.strukturalnych.strefy.wpływu.ciepła.(swc).napoiny,.bez.nadmiernego.rozrostu.ziarna.oraz.pęknięć.podściegowych.. wydajność.procesu.napawania.plazmowego.jest.duża. i.w.zależności.od.konstrukcji.palnika.może.wynieść.nawet.do.22.kg.topionego.proszku.na.1.h.[1,.2]..można. napawać.przedmioty.płaskie.i.obrotowe.wykonane.ze. stali. węglowych,. stopowych. i. odpornych. na. korozję,. staliwa.oraz.niektórych.gatunków.żeliw..napawane.są. np..wałki.rozrządu,.zawory.i.gniazda.zaworowe.silników. spalinowych,.sworznie.i.czopy.łożyskowe,.nurniki.homogenizatorów,. formy. do. precyzyjnego. kształtowania. wyrobów.szklanych,.łopatki.turbin,.narzędzia.skrawające,.krawędzie.tnące.narzędzi.do.prac.ziemnych,.śruby. wytłaczarek,.części.armatury.hydraulicznej.i.urządzeń. instalacji.naftowych.[2÷7]. ze.względu.na.koszt.urządzeń.do.napawania.plazmowego. i. materiałów. dodatkowych. (proszków). metoda.ta.stosowana.jest.głównie.do.nakładania.warstw.. o. szczególnych. właściwościach,. tj.. wysokiej. twardości.i.odporności.na.zużycie.ścierne..materiał.napoiny. stanowią. zwykle. proszki. na. osnowie. kobaltu,. niklu.. i.żelaza.[2,.8,.9]..osnowę.można.wznowić.przez.dodatek.twardych.cząstek,.np..węglików,.borków,.tlenków,. czy. krzemianów,. otrzymując. w. ten. sposób. powłoki.. kompozytowe.. 44 przegląd spawalnictwa 6/2011 powłoki. kompozytowe. mogą. być. również. otrzymywane. technikami. napawania. laserowego,. przetapiania. wiązką. elektronów. bądź. natryskiwania. cieplnego. [8,. 10].. w. warunkach. dużego. obciążenia. ściernego. powłoki. kompozytowe. przez. natryskiwanie. cieplne. ulegają. jednak. szybkiej. degradacji. ze. względu.na.mechaniczny.charakter.połączenia.warstwy. z. materiałem. podłoża. oraz. porowatość. tych. warstw.. większą. trwałość. wykazują. warstwy. napawane,. w. których. istnieje. metalurgiczny. charakter. połączenia. powłoki. z. materiałem. podłoża.. zastosowanie. do. napawania. warstw. kompozytowych. wysokoenergetycznych. wiązek,. takich. jak. laserowa.. i.elektronowa,.może.powodować.rozpuszczanie.twardych.cząstek.fazy.umacniającej,.co.prowadzi.do.pogorszenia.właściwości. tych.powłok..z.tego.względu. napawanie. plazmowe. proszkowe. jest. często. stosowaną.techniką.otrzymywania.powłok.kompozytowych. [11÷13]. napoiny o strukturze materiału kompozytowego napoiny. kompozytowe. o. osnowie. metalicznej. umacnianej. twardymi. cząstkami,. np.. węglikami. metali. przejściowych. z. ivb÷vib. grupy. układu. okresowego,. łączą. właściwości. odpornej. na. ścieranie. i. jednocześnie. stosunkowo. plastycznej,. a. także. odpornej. na. korozję. matrycy. oraz. twardej. ceramiki.. właściwości. tego. rodzaju. powłok. powierzchniowych. sprawdzają. się. wszędzie. tam,. gdzie. wymagana. jest. wysoka. odporność.na.ścieranie.przy.równolegle.występujących.. obciążeniach. dynamicznych.. wymaganiom. tym. nie. mogą. sprostać. ani. znane. i. stosowane. warstwy. metaliczne. nakładane. metodami. spawalniczymi,. ani. warstwy. ceramiczne,. twarde. i. kruche.. takie. powłoki. kompozytowe. nanoszone. są. m.in.. na.części.silników.spalinowych,.odrzutowych,.turbiny.gazowe,.zawory,.śruby.wytłaczarek,.matryce. do. kucia. na. gorąco,. zsypy. piecowe. itp.. dodatek. twardych.cząstek.o.różnym.stopniu.dyspersji.powoduje. dodatkowe. umocnienie. osnowy.. kompozyty. o. takiej. osnowie. metalowej. mogą. przenosić. większe. naprężenia. rozciągające. i. ściskające. niż. stopy. monolityczne,. ponieważ. przyłożone. obciążenie. jest. przenoszone. z. plastycznej. osnowy. do. cząstek. fazy. umacniającej,. co. jest. możliwe. w. przypadku. istnienia. wiązania. pomiędzy. osnową. a. cząstkami. fazy. umacniającej. [8].. charakter. granicy. międzyfazowej. pomiędzy. matrycą. a. fazą. umacniającą.zależy.od.czasu.i.temperatury.formowania. się. powłoki. kompozytowej. oraz. od. składu.. chemicznego.osnowy..zainteresowanie.tymi.materiałami.wynika.także.z.ich.korzystnego.parametru. konstrukcyjnego,.jakim.jest.stosunek.wysokiej.wytrzymałości.do.masy. mechanizmy umocnienia napoin kompozytowych w. materiałach. kompozytowych. obecność. w. plastycznej. osnowie. cząstek. o. małych. rozmiarach. (0,01÷0,1. μm). hamuje. ruch. dyslokacji,. powodując. ugięcie.linii.dyslokacji.i.tworzenie.się.pętli.wokół.cząstek.(rys..1)..dalszy.ruch.dyslokacji.wymaga.już.przyłożenia.większego.naprężenia..obserwuje.się.wówczas. makroskopowe. podwyższenie. granicy. plastyczności. kompozytu.[14]. w.materiałach.kompozytowych.umacnianych.cząstkami. o. wielkości. powyżej. 1. μm. nie. może. nastąpić. utwardzenie.wydzieleniowe,.a.materiał.uzyskuje.właściwości. użytkowe. będące. wynikiem. oddziaływania. zarówno.osnowy,.jak.i.rozmieszczonych.w.niej.cząstek. fazy.umacniającej.[15]. w. powłokach. kompozytowych. napawanych. plazmowo,. w. zależności. od. konstrukcji. plazmotronu,. wielkość.cząstek.fazy.umacniającej.może.zawierać.się. zasadniczo.w.przedziale.40÷250.μm..jednakże.najczęściej.zakres.ten.jest.węższy.i.wynosi.50÷150.μm. to. ograniczenie. metody. pptaw. sprawia,. że. w. napoinach. tych. trudno. jest. uzyskać. umocnienia. wynikające. z. obecności. cząstek. dyspersyjnych.. wysokie. właściwości. tych. powłok. wynikają. bowiem.. z. dużej. twardości. i. odporności. na. zużycie. ścierne. dużych.cząstek.faz.umacniających.rozmieszczonych.. w.plastycznej.osnowie. powłoki. kompozytowe. odznaczają. się. wysoką. twardością,. a. także. dużą. odpornością. na. zużycie. ścierne.w.warunkach.pracy.pod.dużym.obciążeniem.. ten.rodzaj.zużycia.jest.spotykany.wówczas,.gdy.pomiędzy. dwoma. pracującymi. częściami. metalowymi. znajdują.się.drobne.i.twarde.cząstki,. jak.np..w.młynach. kulowych. i. walcowych,. zębach. kół. zębatych,. bębnach.hamulcowych.itp..oszacowano,.że.ok..50%. części. maszyn. i. urządzeń. ulega. zużyciu. ściernemu.. odporność. na. zużycie. ścierne. jest. zależna. od.. rys. 1. stadia.przejścia.dyslokacji.przez.obszar.zawierający.cząstki. fazy.umacniającej:.a).dojście.do.cząstek,.b).ugięcie.na.cząstkach,.. c).ominięcie.cząstek,.d).utworzenie.pętli.wokół.cząstek.[14] fig. 1..the.phases.of.dislocation.movement.through.the.region.containing. reinforcing. particles.. dislocation:. a). approaches. particles,.. b)..diffracts.on.particles,.c).omits.particles,.d).creates.a.loop.around. particles.[14] .a) .b) .c) .d) 45przegląd spawalnictwa 6/2011 twardości. oraz. struktury. napoiny.. na. rysunku. 2. przedstawiono. powłoki. o. zbliżonej. twardości. i. różnej.strukturze,.poddane.zużyciu.ściernemu..najwyższą.odporność.na.zużycie.ścierne.wykazują.powłoki. kompozytowe.o.stosunkowo.najmniejszej.twardości,. umacniane.dużymi.cząstkami.węglika.chromu..twarde.cząstki. fazy.umacniającej.znacząco.zapobiegają. procesowi.ścierania.warstwy,.dzięki.czemu.tylko.nieznacznemu.mikroskrawaniu.ulega.matryca.(rys..2c).. jednocześnie.plastyczna.osnowa.zapobiega.wykruszaniu.się.cząstek.twardej.fazy..powłoki.kompozytowe.o.większej.twardości.umacniane.małymi.cząstkami.. w.tych.samych.warunkach.pracy.ulegają.intensywniejszemu.zużyciu.ściernemu.(rys..2b). otrzymywanie napoin kompozytowych powłoki.kompozytowe.napawane.plazmowo.można. otrzymać,.stosując.różne.techniki.napawania..przedstawiono.je.na.rysunku.3. pierwsza. metoda. polega. na. nałożeniu. pasty.. z. mieszaniny. proszków. i. jej. przetopieniu. łukiem. plazmowym. oraz. warstwy. powierzchniowej. materiału.podłoża..do.napawania.stosowane.są.proszki.. o.małej.ziarnistości.(1÷40.µm).przygotowane.w.formie.pasty.z.nośnikiem.alkoholowym.bądź.szkła.wodnego,.naniesionej.na.materiał.podłoża..stosowane. są.mieszaniny.proszków.z.dodatkiem.cząstek.fazy. umacniającej,.np..tic,.które.w.wyniku.przetopienia. tworzą.napoiny.o.strukturze.kompozytowej.[17]..ciągły.rozwój.inżynierii.powierzchni.sprawia,.że.obecnie. oprócz.wysokotopliwych.faz.stosowane.są.również. inne. dodatki,. np.. siarczki. (mos2,. mns).. w. wyniku. przetopienia.pasty.fe-mn-s.uzyskano.powłoki.kompozytowe. z. cząstkami. mns. charakteryzujące. się. zdolnościami. samosmarnymi. [25].. przetapiane. są,. pasty.z.mieszaniny.proszków.bez.dodatku.twardych. faz.również.zawierające.często.cr,.mo,.w,.v.i.c,.które.w.wyniku.obróbki.dają.także.powłoki.o.strukturze. kompozytowej.z.wydzieleniami.węglików.jak.również. borków.i.faz.międzymetalicznych.in.situ.[18].. powłoki. kompozytowe. otrzymywane. są. również. poprzez.napawanie.plazmowe.z.mieszaniny.proszków.osnowy.i.fazy.umacniającej.lub.w.których.cząstki. fazy. umacniającej. powstają. z. innych. faz in situ.. w. pierwszym. wariancie. jako. materiał. dodatkowy. stosowane. są. mieszaniny,. w. których. osnowę. stanowią.proszki.na.bazie.niklu.lub.kobaltu,.a.niekiedy. żelaza. z. dodatkiem. twardych. faz,. często. węglików. metali. przejściowych. [10,. 19,. 20].. takie. mieszanki. proszków. metalicznych. z. dodatkową. fazą. wzmacniającą. oferowane. są. na. rynku. wyrobów. spawalniczych. lub. są. wykonywane. we. własnym. zakresie.. technika.ta.umożliwia.sterowanie.strukturą.–.ilością.. i.rozmieszczeniem.fazy.umacniającej.–.a.tym.samym. właściwościami.napoin..uzyskane.powłoki.kompozytowe.charakteryzują.się.twardością.i.odpornością.na. zużycie. ścierne. znacznie. wyższą. niż. materiał. podłoża.. przykłady. mikrostruktur. napoin. otrzymanych.. z.mieszanin.proszków.na.osnowie.ni.z.dodatkiem.tic. i.wc.przedstawiono.na.rysunku.4.. rys. 2.. wpływ. struktury. warstwy. wierzchniej. na. zużycie. ścierne:. a). napoina. o. strukturze. martenzytu. –. średnia. twardość. 58. hrc,.. b).napoina.kompozytowa.umacniana.małymi.cząstkami.tic.–.średnia.twardość.58.hrc,.c).napoina.kompozytowa.umacniana.dużymi. cząstkami.cr3c2.–.średnia.twardość.55.hrc.[16] fig. 2..the.effect.of.surface.layer.structure.on.the.wear.resistance:. a).the.overlay.with.martensite.structure.–.average.hardness.58.hrc,. b).the.composite.overlay.reinforced.with.small.tic.particles.–.average.hardness.58.hrc,.c).composite.overlay.reinforced.with.large. cr3c2.particles.–.average.hardness.55.hrc.[16] rys. 3. techniki.napawania.plazmowego.powłok.o.strukturze.kompozytowej fig. 3. the.techniques.of.plasma.overlaying.of.composite.coating rys. 4..mikrostruktury.kompozytowych.powłok.o.osnowie.stopu.ni. umacnianych:.a).tic,.b).wc fig. 4..the.microstructure.of.ni.alloy.based.composite.coatings.reinforced.by:.a).tic,.b).wc .a) .b) .a) .b) .c) 46 przegląd spawalnictwa 6/2011 w.drugim.wariancie,.częściej.stosowanym,.w.wyjściowej. mieszaninie. proszków. obok. głównych. pierwiastków. (ni,. co,. fe). znajdują. się. dodatki. stopowe. takie.jak:.c,.b,.si,.w,.mo..podczas.napawania,.w.wyniku.reakcji.pomiędzy.składnikami.proszku.i.materiału. podłoża,.powstają.twarde.fazy.rozmieszczone.w.metalicznej.osnowie.[11,.12,.21÷23]. powłoki.kompozytowe.można.także.otrzymywać. w. wyniku. nadtopienia. strumieniem. plazmy. modyfikowanej.powierzchni.materiału. i.dostarczenie.do. ciekłego.jeziorka.dodatku.proszku.fazy.umacniającej..wówczas.osnowę.tych.powłok.stanowi.materiał.podłoża..warunkiem.decydującym.o.możliwości. powstawania.tego.rodzaju.powłok.kompozytowych. jest. konstrukcja. palnika. plazmowego.. wymagane. jest,. aby. strumień. wstrzykiwanych. cząstek. fazy. umacniającej. przecinał. się. z. wiązką. plazmową. na. powierzchni. materiału. podłoża. [8].. stosowane. są. także. klasyczne. plazmotrony,. które. topią. powierzchnię.metalu,.a.proszek.fazy.umacniającej.podawany. jest. z. niezależnych. podajników..technika. ta.jest.stosowana.m.in..do.modyfikacji.powierzchni. stopów.aluminium.i.tytanu..do.ciekłego.jeziorka.stopów.aluminium.dodawane.są.cząstki.nbc,.tic,.sic. i.al2o3.[8]..z.kolei.warstwa.wierzchnia.tytanu.może. być. modyfikowana. przez. dodatek. nbc,.tic,. wc,. cr3c2.[8,.24]...mimo.że.stopy.tytanu.i.aluminium.są. powszechnie.stosowane.w.budowie.maszyn,.to.jest. stosunkowo.niewiele.danych.na.temat.na.temat.ich. modyfikacji.strumieniem.plazmy. na.podstawie.analizy.literatury,.w.tablicy.i.przedstawiono. zestawienie. najczęściej. modyfikowanych. podłoży.oraz.materiałów.tworzących.napoiny.w.procesie.wytwarzania.powłok.kompozytowych.strumieniem.plazmy.. badania.napoin.kompozytowych.są.oparte.głównie.na.wnikliwej.analizie.mikrostruktur,.badaniu.odporności. na. zużycie. ścierne. w. temperaturze. otoczenia.. i.podwyższonej.oraz.na.pomiarze.twardości..wyniki. wskazują.na.bardzo.dobre.właściwości.powłok.kompozytowych,. niekiedy. kilkakrotnie. przewyższające. analogiczne. właściwości. materiału. podłoża.. natomiast.brak.jest.informacji.o.wynikach.badań.podstawowych.(zwilżalności,.rozpływności,.zachowaniu.się. cząstek. w. strumieniu. plazmy). dotyczących. zjawisk.. i. procesów. będących. podstawą. wytwarzania. tego. typu.powłok..dane.te.mogłyby.być.niewątpliwie.pomocne.w.projektowaniu.tego.typu.napoin. tablica..materiał.podłoża.oraz.materiał.napoin.wykorzystywany.w.procesie.otrzymywania.powłok.kompozytowych.metodą.napawania.plazmowego table. the.substrate.and.overlay.material.used.in.the.process.of.composite.coatings.deposited.by.plasma.overlaying materiał.podłoża materiał.napoiny postać.materiału. dodatkowego ziarnistość,.μm literatura osnowa faza.umacniająca stal.niskowęglowa cr-mo-c 50%.tic pasta 1.–.45 17 stal.niskowęglowa żelazo 10%.mos2 20%.mos2 30%.mos2 10%.(mn+s) pasta 25 stal.niskowęglowa w-mo-cr-v-c pasta 1.–.40 18 stal.nierdzewna niti pasta 26 stal.niskowęglowa stop.ni 30%.cr3c2 proszek 75.–.185 10 stal.średniowęglowa stellite.6 30%.cr3c2 proszek 19 stal.nierdzewna stellite.6 20%.wc 50%.tic 50%.cr3c2 40%.nbc proszek 53.–.180 20 stal.nierdzewna triballoy.800. 35%.wc 35%.(wc-12%.cr) proszek 53.–.180 20 aluminium al-ni al2o3 sic tic proszek 70 27 stal.węglowa fe-cr-c-ni proszek 70.–.140 11 stal.węglowa fe-cr-c-ni proszek 12 stal.nierdzewna fe-ti-c proszek 70.–.140 13 stal.węglowa stop.ni proszek 135 21 stal.niskowęglowa stop.co proszek 75.–.180 22 stal.nierdzewna stop.nicr-b proszek 23 tytan nbc proszek 80.–.120 24 47przegląd spawalnictwa 6/2011 podsumowanie coraz.częstsze.stosowanie.w.przemyśle.warstw. kompozytowych.na.powierzchni.detali.wynika.z.ich. bardzo.dobrych.właściwości,.w.tym.trybologicznych,. ale.i.korzystnego.parametru.konstrukcyjnego,.jakim. jest.stosunek.wytrzymałości.do.masy..napoiny.kompozytowe.uzyskane.techniką.pptaw.charakteryzują.się.wysoką.jakością,.a.ich.właściwości.takie.jak. twardość.i.odporność.na.zużycie.ścierne.znacznie. przewyższają.właściwości.materiału.podłoża,.który. najczęściej.stanowią.stopy.żelaza,.jak.również.niklu.i.kobaltu.oraz.aluminium.i.tytanu..są.to.na.ogół. powłoki.umacniane.węglikami.metali.przejściowych. bądź. borkami.. wysokie. właściwości. tych. powłok. wynikają.z.obecności.cząstek.twardych.faz.w.metalicznej.osnowie.. większość.publikowanych.badań.dotyczy.napoin. kompozytowych.z.fazami.umacniającymi.tworzącymi. się.in situ..nieliczne.opracowania.są.poświęcone.warstwom. uzyskanym. z. mieszaniny. proszków. zawierających.cząstki.fazy.umacniającej..stosowanie.w.procesie. napawania. materiału. dodatkowego. w. postaci. mieszanin.proszków.osnowy.i.fazy.umacniającej.pozwala.na.precyzyjniejsze.sterowanie.strukturą.powłok. kompozytowych,.a.tym.samym.ich.właściwościami. prowadzone.są.również.badania.nad.innymi.warstwami.kompozytowymi,.w.tym.z.dodatkami.mos2. i.mns,.poprawiającymi.właściwości.trybologiczne. literatura [1]. jitai.n.,.wei.g.,.mianhuan.g.,.shixiong.l.:.plasma.application. in. thermal. processing. of. materials,. vacuum. 65,. 2002,.. s..263-266. [2]. klimpel.a.:.technologie.napawania.i.natryskiwania.cieplnego,. wyd..p..śl.,.gliwice.1999. [3]. hard.facing.by.arc.welding..metals.handbook,.vol..6,.welding. and.brazing,.8th.ed..asm.metals.park.(oh),.1979,.s..152-167. [4]. włosiński.w.,.chmielewski.t.:.napawanie.plazmowe.ochronnych. warstw.chromowych.umocnionych.wtrąceniami.al2o3.na.podłoże. ze.stali.3h13,.przegląd.spawalnictwa.nr.8-10,.2002,.s..122-123. [5]. weroński.a.,.gardyński.j.:.nakładanie.powłok.metodą.plazmową.na.części.samochodowe,.przegląd.spawalnictwa.nr. 1-2,.1996,.s..14-16. [6]. weroński.a.,.pałka.k.:.zwiększenie.trwałości.nurników.homogenizatorów.przez.napawanie.plazmowe,.przegląd.spawalnictwa.nr.1-2,.1996,.s..20-22. [7]. klimpel.a.,.górka.j.,.czupryński.a.:.napawanie.proszkowe. pta. warstw. wierzchnich. suwaka. zasuwy. urządzeń. naftowych,.przegląd.spawalnictwa.nr.5-6,.2006,.s..15-19. [8]. deuis.r.l.,.yellup.j.m.,.subramanian.c.:.metal-matrix.composite.coatings.by.pta.surfacing..composite.science.&.technology,.58,.1998,.s..299-309. [9]. wu.j..b..c.,.redman.j..e.:.hardfacing.with.cobalt.and.nickel. alloys,.welding.journal,.1994,.september,.s..63-68. [10] huang.z.,.hou.q.,.wang.p.:.microstructure.and.properties.of. cr3c2.–.modified.nickel.–.based.alloy.coating.deposited.by. plasma.transferred.arc.process,.surface.&.coatings.technology,.2008,.no..202,.s..2993-2999. [11] liu.y..f.,.han.j..m.,.li.r..h.,.li.w..j.,.xu.x..y.,.wang.j..h.,. yang.s..z.:.microstructure.and.dry-sliding.wear.resistance.of. pta.cald.(cr,.fe)7c3/γ.–.fe.ceramal.composite.coating,.applied.surface.science,.2006,.no..252,.s..7539-7544. [12] liu.y..f.,.xia.z..y.,.han.j..m.,.zhang.g..l.,.yang.s..z.:.microstructure.and.wear.behavior.of.(cr,fe)7c3.reinforced.composite.coating.produced.by.plasma.transferred.arc.weld-surfacing.process,. surface.&.coatings.technology,.2006,.no..201,.s..863-867. [13]. liu.y..f.,.mu.j..s.,.xu.x..y.,.yang.s..z.:.microstructure.and.drysliding.wear.properties.of.tic-reinforced.composite.coating.prepared.by.plasma-transferred.arc.weld-surfacing.process,.materials.science..and.engineering.a,.2007,.no..458,.s..366-370. [14].śleziona.j.:.podstawy.technologii.kompozytów,.wyd..p..śl.,. gliwice.1998. [15] dobrzański. l..a.:. podstawy. nauki. o. materiałach. i. metaloznawstwo,.wnt,.gliwice.–.warszawa.2002. [16].zollinger.o..o.,.beckham.j..e.,.monroe.c.:.what.to.know.before.selecting.hardfacing.electrodes,.welding.journal,.1998,. vol..77,.no..2,.s..39-43. [17] bourithis.l.,.milonas.ath.,.papadimitriou.g.d.:.plasma.transferred.arc.surface.alloying.of.a.construction.steel.to.produce.a.metal. matrix.composite.tool.steel.with.tic.as.reinforcing.particles..surface.and.coatings.technology.165,.2003,.s..286-295. [18].bourithis.l.,.papadimitriou.g..d.:.synthesizing.a.class.m.high. speed.steel.on.the.surface.of.a.plain.steel.using.the.plasma. transferred.arc.(pta).alloying.technique:.microstructure.and. wear.properties,.materials.science.and.engineering.a,.2003,. no..361,.s..165-172. [19].aoh.j..n.,.jeng.y..r.,.chu.e..l.,.wu.l..t.:.on.the.wear.behavior.of.surface.clad.layers.under.high.temperature,.wear,. 1999,.no..225-229,.s..1114-1122. [20]. kim.h..j.,.yoon.b..h.,.lee.ch..h.:.sliding.wear.performance. in. molten.zn–al.bath.of.cobalt-based.overlayers.produced.by.plasmatransferred.arc.weld-surfacing,.wear,.2003,.no..254,.s..408-414. [21] hou.q..y.,.he.y..z.,.zhang.q..a.,.gao.j..s.:.influence.of.molybdenum.on.the.microstructure.and.wear.resistance.of.nikckel.–.based.alloy.coating.obtained.by.plasma.transferred.arc. process,.materials.and.design,.2007,.no..28,.s..1982-1987. [22].hou.q..y.,.gao.j..s.,.zhou.f.:.microstructure.and.wear.characteristics.of.cobalt-based.alloy.deposited.by.plasma.transferred. arc. weld. surfacing,. surface. &. coatings.technology,. 2005..no..194,.s..238-243. [23].gurumoorthy. k.,. kamaraj. m.,. prasad. rao. k.,. sambasiva. rao. a.,. venugopal. s.:. microstructural. aspects. of. plasma. transferred.arc.surfaced.ni-based.hardfacing.alloy,.materials. science.and.engineering.a,.2007,.no..456,.s..11-19. [24].hung.f..y.,.yan.z..y.,.chen.l..h.,.lui.t..s.:.microstructural. characteristics.of.pta-ocverlayed.nbc.on.pure.ti,.surface.&. coatings.technology,.2006,.no..200,.s..6881-6887. [25] skarvelis.p.,.papadimitriou.g..d.:.microstructural.and.tribological. evaluation.of.potential.self-lubricating.coatings.with.mos2\mns. additions.produced.by.the.plasma.transferred.arc.technique,.tribology.international,.2009,.no..42,.s..1765-1770. [26].ozel. s.,. kurt. b.,. somunkiran. i.,. orhan. n.:. microstructural. characteristic. of. niti. coating. on. stainless. steel. by. plasma. transferred. arc. process,. surface. &. coatings. technology,. 2008,.no..202,.s..3633-3637. [27].deuis. r.l.,. subramanian. c.,. yellup. j.. m.:. abrasive. wear. of.composite.coatings. in.a.saline.sand.slurry.environment,. wear,.1997,.no..203-204,.s..119-128.. 201603_pspaw.pdf 38 przegląd  spawalnictwa vol. 88 3/2016 polerowanie magnetyczno-ścierne   spoin doczołowych elementów rurowych magnetic polishing of butt welded pipes mgr inż. michał marczak – instytut technik wytwarzania, politechnika warszawska. autor korespondencyjny/corresponding author: mim@meil.pw.edu.pl streszczenie w artykule opisano najistotniejsze aspekty obróbki magnetyczno-ściernej wraz ze wstępnymi badaniami dotyczącymi polerowania spoin doczołowych w elementach rurowych. przedstawiono zarówno rozważania teoretyczne dotyczące charakteru narzędzia ściernego jak i problemy praktyczne, na które autor natknął się podczas przeprowadzania doświadczeń. słowa  kluczowe: polerowanie; obróbka magnetycznościerna; obróbka spoin; rury spawane abstract the article describes most important aspects of magnetic-abrasive machining, with preliminary studies for polishing butt welds in piping components. the paper also presents theoretical considerations regarding characteristic of the abrasive tool and the practical problems which the author encountered during the experiments. keywords:  polishing; magnetic abrasive finishing; welds finishing; welding pipes wstęp celem klasycznego polerowania jest nadanie odpowiedniej gładkości oraz połysku przedmiotom obrabianym wykorzystując do tego metody obróbki ściernej, chemicznej lub elektrochemicznej. w ramach obróbki ściernej są stosowane narzędzia w postaci pas polerskich nakładanych na tarcze polerskie, które mogą być usytuowane w różnych konfiguracjach względem powierzchni obrabianej. jednym z warunków, który musi być spełniony w procesie polerowania jest bezpośredni dostęp narzędzia do strefy obróbki. uwzględniając dodatkowy ruch roboczy wykonywany przez przedmiot obrabiany implikuje to znaczne ograniczenia szczególnie w przypadku przedmiotów o skomplikowanych kształtach z obszarami trudnodostępnymi. rozwiązaniem dla takiego problemu jest zastosowanie polerowania magnetyczno-ściernego. podstawy obróbki magnetyczno-ściernej jest to technika obróbki, która umożliwia formowanie narzędzia ściernego w wyniku oddziaływania ferromagnetycznych ziaren ściernych z zewnętrznym polem magnetycznym. w trakcie obróbki występuje kilka głównych czynników wpływających na zachowanie się narzędzia (rys 1). w zależności od charakterystyki układu generującego pole magnetyczne oraz od ruchów roboczych wykonywanych przez przedmiot składowe te mogą mieć różny wpływ na siłę ogólną. ciężar ziaren ściernych jest stosunkowo niewielki i pomijalne mały. siły wiskotyczne wynikają z konieczności michał marczak rys. 1. czynniki wpływające na siłę oddziałującą na ziarno ścierne fig. 1. factors influencing the force that acts on the abrasive grains zastosowania cieczy technologicznej, która ma za zadanie zmniejszyć siły tarcia występującego pomiędzy ziarnami jak i pomiędzy ziarnami a powierzchniami obrabianymi. aby obróbka mogła zachodzić wymagany jest dodatkowy ruch roboczy przedmiotu obrabianego lub obwodu generującego strumień magnetyczny. ruch ten najczęściej występuje w postaci ruchu obrotowego, posuwisto-zwrotnego lub ich kombinacji. w skład stanowiska eksperymentalnego do badań obróbki magnetyczno-ściernej wchodzi obwód magnetyczny z magnesami stałymi, korpus oraz próbka w postaci obracającej się rury spawanej doczołowo (rys. 2) [2,3]. stanowisko posiada możliwość regulowania szerokości szczeliny 39przegląd  spawalnictwavol. 88 3/2016 obróbkowej w zakresie do 30 mm oraz zmianę rozkładu indukcji magnetycznej poprzez rozmieszczenie do pięciu magnesów w stosie górnym i dolnym. powyższe zastosowanie jest spotykane w literaturze z drobnymi różnicami jak np. rodzaj ziaren ściernch lub znaczne gabaryty stanowiska doświadczalnego [5,7,8]. umieszczenie ziaren ściernych wewnątrz rury, którą następnie wprowadza się pomiędzy dwa lub więcej bieguny magnetyczne oraz nadaje dodatkowy ruch roboczy w postaci np. oscylacji pola magnetycznego pozwala uzyskać proces mikroskrawania ich wewnętrznych powierzchni. rys. 2. przekrój stanowiska: 1, 2 – magnesy trwałe, 3 – ferromagnetyczne ziarna ścierne, 4, 5, 6, 7 – magnetowód z żeliwa, 8, 9 – tuleje utrzymujące magnesy w osi, 10 – śruba regulująca szczelinę, 11, 12 – sepa ratory, 13 – korpus, 14 – przedmiot obrabiany fig. 2. cross section of experimental station: 1, 2 – magnets, 3 – ferromagnetic abrasive grains, 4, 5, 6, 7 – magnetic core (iron), 8, 9 –sleeve axial, 10 – adjusting screw, 11, 12 – separators, 13 – body, 14 – workpiece efektem jest możliwość polerowania powierzchni trudno dostępnych, ciężka do zrealizowania innymi technikami obróbkowymi. autor proponuje sprawdzenie możliwości przeprowadzenia powyższej metody dla spoin rur spawanych doczołowo wykonanych z materiałów niemagnetycznych [4]. celem tego zabiegu jest oczyszczenie powierzchni trudnodostępnych do jakich zaliczają się wewnętrzne obszary złączy doczołowych [1,6]. idea jest zbliżona z tą różnicą, że w strefie obróbki usytuowana jest spoina, która została poddana polerowaniu magnetyczno-ściernemu dla różnych czasów obróbkowych (rys. 3). celem tego zabiegu było usunięcie warstwy tlenków metali, ewentualnych rozprysków oraz innych niezgodności spawalniczych w szczególności określających stan powierzchni spoiny. próbki do badań zostały wykonane ze stopu aluminium aw-6060 (pa38 niemagnetycznego), który następnie spawano doczołowo elektrodą nietopliwą w osłonie argonu (metoda tig tungsten inert gas). tak przygotowane próbki obrabiano rys. 3. schemat wygładzania magnetyczno-ściernego spoin doczołowych elementów rurowych fig. 3. scheme of magnetic-abrasive polishing of butt joint welding pipes na stanowisku do obróbki magnetyczno-ściernej zainstalowanym na tokarce ze średnią prędkością obróbki 80 m/min (rys. 4). rys.  4.  widok stanowiska badawczego do wygładzania spoin doczołowych elementów rurowych fig.  4. view of experimental station for polishing the butt joint welding pipes próby przeprowadzono na rurach o średnicy ø30 mm i grubości ścianki 2 mm dla następujących czasów obróbkowych: 10, 15, 20, 30 min. w tym celu wykorzystano lite, ferromagnetyczne ziarna ścierne fe – tic 315/200 z cieczą technologiczną w postaci nafty dielektrycznej. po przeprowadzeniu doświadczeń i dokonaniu pomiarów nie stwierdzono ubytku masy próbek po obróbce. w obszarze otaczającym spoinę, a zawierającym się w zasięgu narzędzia ściernego zaobserwowano poprawę parametrów chropowatości (tabl. ii). przed obróbką po obróbce czas obróbki 15 min czas obróbki 30 min tablica i. wybrane widoki lica spoiny przed i po obróbce dla poszczególnych czasów table i. selected view of welds before and after machining for each times przed obróbką po obróbce [min] 10 15 20 30 ra [μm] 0,34 0,34 0,34 0,34 0,34 rq [μm] 0,29 0,29 0,29 0,29 0,29 rz [μm] 0,3 0,3 0,3 0,3 0,3 ry [μm] 0,21 0,21 0,21 0,21 0,21 sm [μm] 0,52 0,52 0,52 0,52 0,52 tablica ii. wartości parametrów chropowatości przed i po obróbce dla poszczególnych czasów w obszarze działania narzędzia ściernego table ii. roughness value before and after process for each time machining in area of the acting abrasive tool 40 przegląd  spawalnictwa vol. 88 3/2016 literatura [1] ambroziak a., białucki p., derlukiewicz w., lange a., „ocena jakości złączy spawanych ze stali x6cr17 i x5crni18-10 stosowanych w wymiennikach ciepła”, przegląd spawalnictwa vol.85/no.6 (2013). [2] dąbrowski l., marczak m., onszczuk d., „wpływ parametrów obróbki na chropowatość powierzchni przedmiotów po obróbce magnetycznościernej”, mechanik 8/9 2013. [3] marczak m., „opracowanie i weryfikacja modelu numerycznego stanowiska do obróbki magnetyczno-ściernej”, mechanik 12/2013, str. 1040. [4] marczak m., świercz r., oniszczuk d., „polerowanie magnetycznościerne spoin doczołowych elementów rurowych”, inżynieria warstwy wierzchniej, 2014, iben gorzów wielkopolski, isbn 978-83-64249-17-4. [5] palwinder s., partap s. s., lakhvir s., „internal finishing of cylindrical pipes using sintered magnetic abrasive”,international journal of engineering science and technology (ijest), vol. 3, no. 7, july 2011. [6] pietras a., weglowska a., rams b., węglowski m. s., „nowa technologia zgrzewania tarciowego rury z pokrywą”, przegląd spawalnictwa vol.83/no.11 (2011). [7] wantuch e. t., „podstawy technologii magnetościernej”, wnt warszawa 2000. [8] yamaguchi h., kang j., hashimoto f., „metastable austenitic stainless steel for magnetic abrasive finishing”, cirp annals – manufacturing technology, 60 (2011) 339-342. wnioski w wyniku obróbki zaobserwowano widoczne wygładzenia lica spoin czołowych oraz oczyszczenie z nalotów powstałych w wyniku spawania. efekt polerowania pozwolił uzyskać wybłyszczenie powierzchni w obszarze spoiny. spadek chropowatości sięga 35% wartości względem początkowej powierzchni. z kolei zaskoczeniem są wyniki pomiaru uzyskane dla parametru sm, które w podobnych eksperymentach znacząco zwiększały swoją wartość [4]. otrzymane rezultaty obróbki pozwalają na zastosowanie opracowanej technologii do oczyszczania złączy spawanych elementów rurowych stosowanych np. w przemyśle spożywczym (po uprzednim usunięciu ziaren ściernych przed eksploatacją). w celu skrócenia czasu procesu dalsze badania powinny być prowadzone z zastosowaniem ferromagnetycznych ziaren ściernych ziaren zarówno wewnątrz jak i na zewnątrz elementu obrabianego. zabieg ten może zwiększyć przewodność magnetyczną szczeliny obróbkowej, co z kolei wpłynie na indukcję w jej wnętrzu, od której zależy siła, jaka działa na pojedyncze ziarno ścierne. 201303_pspaw_ghik.pdf 27przegląd spawalnictwa 3/2013 z. wang y.m. zhang l. wu z. wang, y., m. zhang – university of kentucky, lexington, usa, l. wu – harbin institute of technology, chiny. streszczenie powierzchnia jeziorka spawalniczego może zawierać dane wystarczające do wyznaczenia głębokości wtopienia spoiny. w badaniach użyto szybkostrzelnego systemu wizyjnego z kamerą do rejestracji obrazu powierzchni jeziorka spawalniczego podczas spawania łukowego elektrodą topliwą w osłonie gazu (gmaw lub mig/mag). aby wyliczyć ugięcie ciśnieniem łuku powierzchni jeziorka spawalniczego z uzyskanego obrazu zaproponowano procedurę kalibracji, która umożliwiłaby określenie parametrów do przeprowadzenia obliczeń. ustalono parametry spawania do wykonania serii eksperymentów spawania prądem impulsowym metodą mig/mag. modelowanie z użyciem danych eksperymentalnych wykazało, że zmiana ugięcia powierzchni jeziorka spawalniczego w fazie prądu impulsu może być wykorzystana do przewidywania głębokości wtopienia spoiny z wystarczającą dokładnością. bezpośrednie zastosowanie tych wyników komplikuje jednak konieczność wykorzystania systemu wizyjnego. aby znaleźć metodę, którą można zastosować do monitorowania wtopienia spoiny przy użyciu sygnałów łatwych do zmierzenia w warunkach produkcyjnych, przeanalizowano potencjalny związek pomiędzy zmianą ugięcia powierzchni jeziorka spawalniczego a napięciem łuku. analiza wykazała, że zmiana napięcia łuku w fazie prądu impulsu może precyzyjnie odzwierciedlać zmianę wartości ugięcia powierzchni jeziorka w fazie prądu impulsu. w związku z tym, proponuje się określanie wtopienia spoiny ze zmiany napięcia łuku w fazie prądu impulsu. wyniki modelowania pokazują, że zmiana napięcia łuku w fazie prądu impulsu może umożliwiać dokładne przewidywanie głębokości wtopienia podczas spawania impulsowego mig/mag. abstract the weld pool surface may contain sufficient information to determine weld penetration. in this study, a high-speed camera-based vision system was used to image the weld pool surface during gas metal arc welding (gmaw).to calculate the depth of the weld pool surface from the acquired image, a calibration procedure is proposed to determine the parameters in the calculation equation. welding parameters were designed to conduct a series of pulsed gmaw (gmaw-p) experiments. modeling using experimental data shows that the change of the weld pool surface depth during the peak current period can predict the depth of the weld penetration with adequate accuracy. however, a direct application of this result is complicated by the need for a vision system. to find a method that can be used to monitor the weld penetration using signals that are easily measurable in manufacturing facilities, a possible relationship between a change in weld pool surface depth and a change in arc voltage was analyzed. the analysis suggested that the change in arc voltage during the peak current period may reflect accurately the change in weld pool surface depth during the peak current period. as a result, it is proposed that the depth of the weld penetration be determined from the change in arc voltage during the peak current period. the modeling result shows that the change in arc voltage during peak current can indeed provide an accurate prediction for the depth of the weld penetration during gmaw-p. pomiar i określenie ugięcia powierzchni jeziorka spawalniczego oraz głębokości wtopienia spoiny w pulsacyjnym spawaniu mig/mag measurement and estimation of weld pool surface depth  and weld penetration in pulsed gas metal arc welding 28 przegląd spawalnictwa 3/2013 wstęp spawanie łukowe elektrodą topliwą mig/mag (w stanach zjednoczonych gmaw) można uznać za najbardziej rozpowszechnioną metodę spawania, wybieraną ze względu na wszechstronność, prędkość i łatwość użycia w spawaniu zrobotyzowanym. z impulsowego spawania gmaw-p korzysta się w celu uzyskania kontrolowanego przenoszenia kropli metalu w szerokim zakresie poziomów wprowadzonego ciepła i masy [1, 2]. w metodzie tej niskie natężenie prądu (prąd bazy) utrzymuje łuk elektryczny, natomiast maksymalne natężenie prądu (prąd impulsu) służy do topienia drutu spawalniczego i odłączania powstałej kropli. w rezultacie – osiąga się pożądany mechanizm natryskowego przenoszenia kropli metalu przy niskiej średniej prądu [3, 4]. wtopienie spoiny odgrywa zasadniczą rolę w określaniu jej wytrzymałości mechanicznej i wymiarowaniu spoin, toteż kontrola nad nim jest niezwykle istotna. niniejszy artykuł dotyczy zastosowań z częściowym przetopem, w którym nie jest przetapiana cała grubość materiału spawanego. w przypadku spoin z niepełnym przetopieniem, głębokość szczeliny wypełniona stopiwem określa wymiar obliczeniowy spoiny. głębokość ta jest często wykorzystywana do pomiaru wtopienia spoiny. oczywiście oznacza to, że głębokość wtopienia spoiny nie jest bezpośrednio mierzalna i nie jest wliczana do wymiaru wytrzymałościowego spoiny, którą z konieczności jest głębokość rowka spawalniczego wypełnionego stopiwem. w celu jej określenia wprowadzono wiele metod opierających się na pomiarach pośrednich, takich jak: geometryczne parametry jeziorka spawalniczego [5] pole temperatury [6], częstotliwość drgań [7, 8] i napięcie łuku [9]. aby uzyskać pomiary pośrednie, stosowano różnorodne techniki, takie jak: wizyjne [5, 10], ultradźwiękowe [11], emisji akustycznej [12] oraz termiczne [6]. niemniej jednak większość tych wysiłków koncentrowała się na spawaniu łukowym elektrodą wolframową tig (w stanach zjednoczonych gtaw). metoda tig (gtaw) jest mniej skomplikowana i dużo bardziej stabilna w porównaniu z gmaw, na której skupiają się poniższe badania. w celu poprawy wydajności, w spawaniu gmaw jako elektrodę wykorzystuje się topliwy drut, a powstały w wyniku tego sposób przenoszenia kropli stopionego drutu komplikuje proces. ze względu na przenoszenie ciekłego metalu, kropelki okresowo uderzają w ciekłe jeziorko i powodują jego drganie. w przypadku pulsacyjnego spawania gmaw, które jest przedmiotem obecnego badania, ciśnienie łuku również okresowo się zmienia, co powoduje dużą fluktuację powierzchni jeziorka. wynikająca z tego złożoność przysporzyła dodatkowych trudności w uzyskaniu pośrednich pomiarów, koniecznych do określenia głębokości wtopienia spoiny. spośród możliwych pomiarów pośrednich, mierzenie ugięcia powierzchni jeziorka spawalniczego wydaje się najbardziej obiecujące, dostarczając dostatecznej ilości danych koniecznych do oceny wtopienia spoiny. wynika to z tego, że wielu doświadczonych spawaczy potrafi kontrolować głębokość wtopienia spoiny tylko na podstawie obserwacji powierzchni jeziorka spawalniczego. zaproponowano metody pomiaru trójwymiarowej powierzchni jeziorka poprzez użycie oświetlenia strukturalnego i szkła rozpraszającego [13], oświetlenia strukturalnego i skalibrowanej kamery [14], odbicia zwierciadlanego od jeziorka [15, 16], kształtu z cieniowania [17], dwukamerowego, stereowizyjnego systemu [10] oraz systemu stereowizyjnego z bipryzmatem [18]. w innym badaniu zhang i yan zmierzyli średnią wysokość granicy brzegu jeziorka, tj. parametr dotyczący głębokości z modelu aproksymacji geometrycznej w spawaniu gmaw prądem impulsowym cienkich blach [19]. niestety, metody te w znacznym stopniu opierają się na systemach wizyjnych, a ich użyteczność w warunkach produkcyjnych należy poprawić przed zastosowaniem w praktyce. w artykule przedstawiono opracowanie prostej, ale innowacyjnej metody, która pozwoli efektywnie uzyskać głębokość ugięcia powierzchni jeziorka spawalniczego pod łukiem elektrycznym (odtąd określaną jako głębokość ugięcia powierzchni jeziorka lub dj) i porównuje się tę głębokość z głębokością wtopienia spoiny przez nią uzyskanego (odtąd głębokość wtopienia lub dw). w celu zbadania związku pomiędzy nimi, głębokość ugięcia powierzchni jeziorka spawalniczego dj zmierzono bezpośrednio za pomocą widzenia maszynowego przez zastosowanie szybkostrzelnej kamery. chcąc wykorzystać sygnały, które są łatwe do zmierzenia, żeby przewidzieć głębokość wtopienia dw, mierzono również napięcie łuku elektrycznego w odniesieniu do głębokości wtopienia dw. zasada pomiaru z wykorzystaniem obrazowania szybkostrzelna kamera, olympus ispeed, która jest w stanie uchwycić do 33 000 klatek na sekundę i bezpośrednio rejestrować obraz jeziorka spawalniczego w obecności łuku, została umocowana z górnej strony jeziorka spawalniczego pod kątem β w celu obrazowania jeziorka, tak jak pokazano na rysunku 1. uchwyt spawalniczy jest prostopadły do powierzchni elementu spawanego. rys. 1. schemat pomiaru głębokości ugięcia powierzchni jeziorka spawalniczego fig. 1. schematic diagram for sd measurement. 29przegląd spawalnictwa 3/2013 dla wygody dyskusji naniesiony został układ współrzędnych oxyz (rys. 1), przy czym górna powierzchnia elementu spawanego została przedstawiona jako płaszczyzna oxy; oś uchwytu spawalniczego odzwierciedla oś z, a połączenie spawane i kierunek spawania – oś x. metodę pomiaru ugięcia powierzchni jeziorka spawalniczego dj w oparciu o system wizyjny przedstawiono na rysunku 2. ugięcie powierzchni jeziorka spawalniczego dj w tym artykule odnosi się do maksymalnej wartości ugięcia powierzchni jeziorka poniżej płaszczyzny oxy, którą można zmierzyć za pomocą współrzędnej osi z: punktu przecięcia osi z i powierzchni jeziorka spawalniczego. wykorzystano model kamery otworkowej (wirująca tarcza z otworkiem chroni układ optyczny przed odpryskami spawalniczymi), (rys. 2). zastosowano trzy układy współrzędnych: układ współrzędnych kamery (ocxcyczc), układ współrzędnych obrazu (oixiyi) i układ współrzędnych uchwytu spawalniczego. płaszczyzna obiektu jest równoległa do płaszczyzny obrazu i tworzy kąt β z osią z. kiedy powierzchnia jeziorka podnosi się tak, że punkt przecięcia się osi z z powierzchnią jeziorka spawalniczego podnosi się z p0 do p2, odpowiadający mu punkt na płaszczyźnie elementu zmienia się z po0 na po2, a odpowiadający im punkt na płaszczyźnie obrazu zmienia się z pi0 na pi2 (rys,2). głębokość ugięcia powierzchni jeziorka spawalniczego dj można zmierzyć zatem jako: dj = –|p2 p0 |= – |po2 po0 | cos β (1) gdzie: dj oznacza wartość ugięcia powierzchni jeziorka spawalniczego, a ujemne/dodatnie dj odnosi się do powierzchni jeziorka spawalniczego powyżej/poniżej płaszczyzny oxy. podobnie, jeśli powierzchnia jeziorka spawalniczego się obniży, ugięcie jego powierzchni dj będzie następujące: dj = |po1 po0| cos β (2) powiększenię sc definiujemy jako sc = |poj po0| pij pi0 (3) gdzie: pij jest punktem obrazu pj (j = 1, 2) na płaszczyźnie obrazu, podczas gdy poj jest odpowiadającym mu punktem na płaszczyźnie elementu. wtedy: dj = ± sc × |pij pi0| cos β (4) stąd: dj = sc × (yij – yi0) ⁄ cos β (5) gdzie: yij i yi0 są współrzędnymi y punktu pij (j = 1, 2), a początek układu współrzędnych, odpowiednio, na obrazie. parametry powiększenie sc i kąt filmowania β oraz pozycja początku układu współrzędnych na obrazie tj. o (xi0, yi0) są potrzebne do wyliczenia ugięcia powierzchni jeziorka spawalniczego dj. w tym celu zastosowano kalibrację. kalibracja koło nie ma kierunkowości – korzystając z tej cechy koła opracowano procedurę kalibracji, aby określić sc, β oraz o (xi0, yi0). koło kalibracji z krzyżykiem umieszczono tuż poniżej końcówki drutu i przyłożono do górnej powierzchni elementu spawanego (rys. 3). najlepiej byłoby, gdyby oś optyczna kamery nie tworzyła kąta z płaszczyzną oyz, jednakże powinien istnieć niewielki kąt, oznaczony jako β, pomiędzy nimi wraz z niewielkim kątem obrotu θ (rys. 4). wówczas obraz koła będzie elipsą, której dłuższa oś jest równa średnicy koła, a środek – środkiem koła. jeżeli parametry elipsy, włącznie z pozycją środka (x0, y0), półosią wielką a półosią małą b, oraz kątem obrotu elipsy α, uzyskano z przetwarzania obrazu, rys. 3. zasada kalibracji fig. 3. calibration principle rys. 2. zasada pomiaru głębokości ugięcia powierzchni jeziorka spawalniczego fig. 2. the sd measurement principle 30 przegląd spawalnictwa 3/2013 można łatwo określić: o = (x0,y0) (6) φ = – α (7) sc = r / a (8) gdzie: r – rzeczywisty promień koła w mm, a następnie β = arcsin (b / a) (9) również nachylenia i przecięcia linii kh, bh, kv, bv można uzyskać z przetwarzania obrazu. definiujemy α′ = arctan(kh) i φ = α′ – α, a następnie θ = arcsin(sin φ / sin β) (10) obraz koła kalibracji został pokazany na rysunku 5. obszar, gdzie wybrano położenie koła kalibracji do przetwarzania, oraz wyniki przetwarzania obrazu pokazano na rysunku 6. parametry elipsy oraz linii łatwo uzyskać z przetwarzanego obrazu. test algorytmu pomiaru i analiza błędu zasady testu przedstawiono na rysunku 7. przygotowano dwie metalowe blachy o identycznym rozmiarze, ale różnej grubości z identycznymi współosiowymi, okrągłymi otworami (1) z rysunku 7. po ustawieniu kamery i blachy wzorcowej, płaszczyzna odniesienia, tj. górna powierzchnia blachy wzorcowej jest obrazowana tak, jak pokazano na (2). następnie umieszcza się blachę testową na blasze wzorcowej tak, że ich otwory idealnie się pokrywają i są obrazowane (3). te dwa obrazy są następnie przetwarzane w celu wykrycia punktów środkowych dwóch elips, które można wykorzystać do wyliczenia grubości blachy testowej. w badaniu obydwie blachy mają wymiary 100 × 50 mm, a ich grubości wynoszą: blachy wzorcowej 2,54 mm i blachy rys. 4. ilustracja położenia punktu obserwacji przy kalibracji fig. 4. illustration of observation orientation in calibration rys. 5. obraz koła kalibracji z krzyżykiem fig. 5. image of the calibration circle with cross rys. 6. przetwarzanie obrazu i uzyskanie parametrów do kalibracji: a) binaryzacja; b) odwrócenie obrazu; c) dopasowanie elipsy; d) dopasowanie linii fig. 6. image processing and parameters extraction for calibration: a) binarization; b) image inverting; c) ellipse fitting; d) lines fitting rys. 7. schemat testu algorytmu pomiaru fig. 7. schematic diagram for measurement algorithm test rys. 8. obrazy testu algorytmu pomiaru: a) płaszczyzna wzorcowa; b) płaszczyzna testowa; c) wynik dopasowania dla płaszczyzny wzorcowej; d) wynik dopasowania do płaszczyzny testowej fig. 8. measurement algorithm test images: a) reference plane; b) test plane; c) fitting result for the reference plane; d) fitting result for the test plane 31przegląd spawalnictwa 3/2013 testowej 6,35 mm. średnica obydwu identycznych, okrągłych otworów wynosi 6,35 mm. dwa oryginalne obrazy pokazano na rysunkach 8a i 8b. wyniki ustawienia elipsy i linii przedstawiono na rysunkach 8c i 8d. wyniki obliczeń grubości zawarto w tablicy i. jak wynika z tablicy i, wystąpił błąd obliczenia grubości w stosunku do grubości rzeczywistej, który można uznać za oszacowanie błędu dla zaproponowanego algorytmu obliczenia głębokości, kiedy powierzchnia jeziorka spawalniczego zmienia się na 6,35 mm. błąd ten pojawia się, ponieważ algorytm przedstawiony na rysunku 2. jest w rzeczywistości przybliżeniem dokładnego modelu kamery. na rysunku 9 przedstawiono błąd |p′p”| spowodowany zastosowaniem przybliżenia, a więc nieodłączny błąd algorytmu obliczenia głębokości. względny błąd δ to: (11) jak widać, jeżeli η → β, to δ → 0. w powyższym przypadku, można wyliczyć zarówno β, jak i η z równania (9), tj. β = arcsin (b / a) bazując na a i b z obrazu płyty wzorcowej oraz η = arcsin (b / a), używając a i b z obrazu płyty testowej, z czego wynika β = 0,576, a η = 0,548. względny nieodłączny błąd wynosi zatem 2,67%. są też inne źródła błędów, łącznie z możliwym niepożądanym samoistnym obrotem kamery, niewielką odległością pomiędzy dwoma blachami wykorzystanymi do testu, błąd obliczenia w wyliczaniu środków dwóch elips itd. błąd podany w tablicy i jest pochodną wszystkich tych źródeł błędu. jednakże w pomiarach zmiana wartość ugięcia powierzchni jeziorka spawalniczego jest znacznie mniejsza niż 6,35 mm użyte w powyższym teście, tak więc błąd spowodowany zastosowaniem przybliżonego modelu kamery jest bardzo ograniczony. stąd też we właściwych pomiarach błąd będzie znacznie mniejszy niż 5,76%, chociaż 5,76% należałoby uznać za dokładność wystarczającą dla kontroli wtopienia spoiny. stanowisko badawcze plan eksperymentu przedstawiono na rysunku 10. źródło prądu jest ustawione w trybie prądu stałego (cc), a jego natężeniem steruje komputer docelowy za pomocą przetwornika c/a. kamera olympus i-speed ii rejestruje obrazy z prędkością 1000 klatek na sekundę i zapisuje je na karcie pamięci. napięcie łuku i prąd rzeczywisty są synchronizowane z obrazami, mierzone przez komputer docelowy i przechowywane w komputerze głównym (rys. 11). tablica i. wynik testu algorytmu pomiaru table i. measurement algorithm test result wyliczona grubość, mm rzeczywista grubość, mm błąd względny, % 6,72 6,35 5,76 tablica ii. obliczane parametry table ii. calculated parameters list parametry wartości średni prąd spawania ja, a 192,0 średnie napięcie prądu spawania ua, v 30,4 średnie napięcie fazy maksymalnego natężenia prądu up, v 33,6 średnie napięcie prądu bazy ub, v 27,7 zmiana napięcia prądu spawania w każdej fazie maksymalnego natężenia prądu spaw. δupi, v 3,83 2,13 0,75 3,33 1,38 średnia zmiana napięcia prądu w każdej fazie maks. natęż. prądu spaw. δu, v 2,28 –0,33 średnie ugięcie powierzchni jeziorka w fazie maks. natęż. prądu spaw. dj, mm 0,56 zmiana ugięcia powierzchni jeziorka w każdej fazie maks. natęż. prądu spaw. i δdji, mm 0,52 1,01 0,56 0,38 średnia zmiana głębokości wtopienia w fazie maks. natęż. prądu spaw. δdj, mm 0,61 szerokość spoiny ws, mm 6,57 średnie wtopienie spoiny ds, mm 2,63 rys. 9. analiza błędu fig. 9. error analysis rys. 10. schemat aparatury badawczej fig. 10. experimental setup spawarka 32 przegląd spawalnictwa 3/2013 pomiar głębokości ugięcia powierzchni jeziorka przeprowadzono eksperyment, w którym mierzono ugięcie powierzchni jeziorka spawalniczego ugiętej pod łukiem. dwa kawałki niskowęglowej stali o grubości 6,3 mm i wymiarach 300×25,4 mm połączono w pozycji podolnej spoiną doczołową na i ze szczeliną 1,5 mm. uchwyt spawalniczy był ustawiony nieruchomo, a element spawany był przesuwany przez automat spawalniczy ze stałą prędkością 0,42 m/min. odległość końcówki prądowej od elementu spawanego (ctwd) wynosiła 12 mm. użyto drutu z niskowęglowej stali er70s-3 o średnicy 1,2 mm. prędkość podawania drutu vd wynosiła 4,8 m/min. natężenie prądu impulsu wynosiło 300 a, a prąd bazy 120 a (tabela iii, próbka 13). okres zmian prądu miał wartość 20,9 ms., a współczynnik wypełnienia 38,3%. gazem osłonowym był czysty argon, a natężenie przepływu gazu wynosiło 18,9 l/min. obraz jeziorka spawalniczego uzyskany z kamery szybkostrzelnej przedstawiono na rysunku 12. środek powierzchni jeziorka spawalniczego zdefiniowano jako środek elipsy rys. 11. synchronizacja pomiarów fig. 11. synchronization of measurements jeziorka i oznaczono krzyżykowym punktem. wykorzystując wcześniej opracowany algorytm, można wyliczyć głębokość ugięcia powierzchni jeziorka spawalniczego dj w fazie prądu impulsu i zsynchronizować z kształtem przebiegu prądu w czasie (rys. 13). można też wyliczyć średnią głębokość ugięcia powierzchni jeziorka spawalniczego dj: dj = (σ dj ) / k (12) gdzie: k – liczba zastosowanych pomiarów dj. ponieważ powierzchnia jeziorka spawalniczego drga ze względu na przenoszenie metalu, konieczne jest uśrednienie pomiarów. pomiary ugięcia powierzchni jeziorka spawalniczego dj w i-fazie prądu impulsu oznaczone zostają jako dji. zmianę wartości ugięcia powierzchni jeziorka spawalniczego dj w i-fazie prądu impulsu przedstawia wzór: δdji = max(dji) – min(dji) (13) średnia zmiana w różnych fazach maksymalnego natężenia prądu wynosi: (14) gdzie: n – liczba rozważanych faz maksymalnego natężenia prądu. w tablicy ii umieszczono wszystkie powyższe pomiary eksperymentalne, wraz z innymi zmiennymi i parametrami takimi jak: zmiana napięcia prądu i-fazie prądu impulsu δupi i średnia zmiana napięcia w różnych fazach prądu impulsu δu (zostanie omówiona później) szerokość spoiny wi i zmierzona przez szczelinę z drugiej strony spoiny średnie wtopienie spoiny ds. rys. 12. klatka filmu rejestrującego zmiany jeziorka z zaznaczonym środkiem jeziorka spawalniczego fig. 12. weld pool image and weld pool surface center rys. 13. natężenie/napięcie prądu spawania i głębokości ugięcia jeziorka spawalniczego. sygnały natężenia i napięcia prądu są średnimi obecnego i ostatniego poprzedniego punktu fig. 13. welding current/voltage and sd. current and voltage signals shown are averages of the measurements for the present and last previous point j ji 33przegląd spawalnictwa 3/2013 rys. 14. zależność głębokości wtopienia spoiny dw od przyrostu ugięcia jeziorka δdj (c = vd / vs = 11,4) fig. 14. relationship between äds and weld penetration when c = 11.4 plan eksperymentu gdy analizuje się metodę spawania gmaw, należy pamiętać, że na głębokość ugięcia powierzchni jeziorka (dj) i głębokość wtopienia spoiny (dw) mają wpływ nie tylko natężenie i napięcie prądu spawania, ale też prędkość podawania drutu vd i prędkość spawania vs. w przypadku, gdy wzrasta prędkość podawania drutu lub zmniejsza się prędkość spawania, głębokość wtopienia dw wzrasta. tablica v. parametery spawania (c = vd / vs = 14,8) table v. welding parameters when c = 14.8 nr vs, m/min vd, m/min ia, a ip, a tp, ms ib, a tb, ms 31 0,30 4,45 175 300 8 70 9,5 32 0,36 5,33 210 300 8 70 5,1 33 0,42 6,22 245 300 8 120 3,5 34 0,48 7,11 280 300 8 180 1,6 tablica vi. parametery spawania (c = vd / vs = 16,5) table vi. welding parameters when c = 16.5 nr vs, m/min vd, m/min ia, a ip, a tp, ms ib, a tb, ms 41 0,30 4,95 195 300 8 70 6,7 42 0,36 5,94 234 300 8 70 3,2 43 0,42 6,93 273 300 8 120 1,4 44 0,48 7,92 312 324 8 300 8 tablica vii. parametry spawania (c = vd / vs = 18,2) table vii. welding parameters when c = 18.2 nr vs, m/min vd, m/min ia,a ip, a tp, ms ib, a tb, ms 51 0,30 5,46 215 300 8 70 4,7 52 0,36 6,55 258 300 8 70 1,8 53 0,42 7,65 301 302 8 300 8 54 0,48 8,74 344 388 8 300 8 tablica iv. parametery spawania (c = vd / vs = 13,1) table iv. welding parameters when c = 13.1 nr vs, m/min vd, m/min ia, a ip, a tp, ms ib, a tb, ms 21 0,30 3,94 155 300 8 70 13,6 22 0,36 4,72 186 300 8 70 7,9 23 0,42 5,51 217 300 8 120 6,8 24 0,48 6,30 248 300 8 180 6,1 tablica iii. parametry spawania (c = vd / vs = 11,4) table iii. welding parameters when (c = vd / vs = 11.4) nr próby vs m/min) vd m/min ia a ip a tp ms ib a tb ms 11 0,30 3,43 135 300 8 70 20,3 12 0,36 4,11 162 300 8 70 12 13 0,42 4,80 189 300 8 120 12,9 14 0,48 5,49 216 300 8 180 18,7 ia – prąd średni, ip – prąd impulsi, ib – prąd bazy, tp – czas impulsu, tb – czas bazy aby skupić się w tym badaniu na wpływie natężenia/napięcia prądu, odkładanie metalu można początkowo kontrolować za pomocą współczynnika: c = vd / vs (15) aby zbadać wpływ odkładania metalu na ugięcie powierzchni jeziorka spawalniczego dj i głębokość wtopienia dw można zmieniać ten współczynnik. planując eksperyment wstępnie dobrano typową dla spawania gmaw prędkość spawania vs z zakresu 0,3 m/min÷0,48 m/min. następnie na podstawie c = vd / vs określono prędkość podawania drutu vd. wartość średniego natężenia prądu spawania ustalono w przybliżeniu dla prędkości podawania drutu i użyto jej jako ograniczenia przy doborze kształtu przebiegu prądu pulsacyjnego. aby ułatwić pomiar ugięcia powierzchni jeziorka spawalniczego dj w warunkach produkcyjnych za pomocą zmian napięcia łuku spawalniczego u należało również rozwiązać problem wpływu natężenia prądu na związek pomiędzy długością łuku a napięciem łuku. tak więc, natężenie prądu impulsu i okres trwania impulsu są wcześniej ustalonymi stałymi, a prąd bazy i czas trwania prądu bazy określa się na podstawie średniego prądu. w tym badaniu zastosowano maksymalną wartość natężenia łuku 300 a i czas impulsu 8 ms. ustalone parametry spawania dla serii eksperymentów z pięcioma wartościami c = vd / vs przedstawiono w tablicach iii÷vii . wyniki eksperymentu i dyskusja w tablicy viii przedstawiono wyniki pięciu serii eksperymentów przeprowadzonych z wykorzystaniem parametrów spawania przedstawionych w tablicach iii÷vii. stosunek prędkości podawania drutu do prędkości spawania vd / vs jest stałą, średnie natężenie prądu wzrasta, średnia zmiana głębokość ugięcia powierzchni jeziorka spawalniczego dj w fazie maksymalnego natężenia prądu spada, a wartości wtopienia dw wzrasta. na rysunku 14 dla przykładowej wartości 34 przegląd spawalnictwa 3/2013 współczynnika odkładania metalu c = vd / vs = 11,4, pokazano związek pomiędzy średnią zmianą ugięcia powierzchni jeziorka spawalniczego dj w fazach prądu impulsu i głębokości wtopienia dw. z analizy metody spawania impulsowego gmaw-p wynika, że jeżeli nie bierze się pod uwagę uderzania kropli metalu, to przód jeziorka spawalniczego jest uginany przez ciśnienie łuku spawalniczego, a stopiony metal wypływa przy końcu jeziorka spawalniczego w fazie prądu impulsu (rys. 15 a, b). jak pokazano na rysunku 15c, w fazie prądu bazy stopiony metal z powodu spadku ciśnienia łuku znowu wpływa na początek jeziorka, a jego powierzchnia podnosi się. kiedy odkładanie metalu c pozostaje niezmienne, głębokość wtopienia dw wzrośnie gdy w wyniku wzrostu ugięcia powierzchni jeziorka spawalniczego dj wzrośnie długość łuku (rys. 15b). z innego punktu widzenia – ponieważ prąd impulsu i długość trwania tej fazy są utrzymywane na stałym poziomie, jeżeli wzrasta wtopienie spoiny, musi ono być spowodowane albo wzrostem natężenia prądu bazy, albo skróceniem okresu prądu bazy. według rysunku 15d wtopienie będzie większe gdy na skutek wzrostu w fazie prądu bazy wzrośnie ciśnienie łuku, lub jeżeli mniej metalu podpłynie z powrotem pod koniec trwania okresu prądu bazy, gdy ciekły metal będzie tablica viii. wyniki eksperymentu modelowania table viii. experimental results for modeling nr próby c ia, a u, v dj δ dj δu ws dw – dw ua up ub mm mm v mm mm 11 11,4 136,8 26,4 31,3 22,4 0,45 0,84 3,59 6,38 1,62 12 11,4 158,6 28,2 32,4 24,4 0,28 0,72 2,46 6,70 2,51 13 11,4 192,0 30,4 33,6 27,7 –0,33 0,61 2,28 6,57 2,63 14 11,4 218,1 31,3 33,8 29,7 –0,16 0,45 1,93 5,61 2,64 21 13,1 154,1 27,9 31,9 23,8 0,33 0,68 3,19 7,85 1,93 22 13,1 182,1 30,1 34,1 25,7 0,16 0,49 1,65 6,87 2,58 23 13,1 212,1 30,4 33,4 27,1 –0,17 0,44 1,16 8,90 3,01 24 13,1 246,4 32,7 34,4 30,6 –0,31 0,41 1,05 6,59 3,23 31 14,8 176,4 30,1 34,1 26,4 0,31 0,57 2,23 8,17 2,45 32 14,8 211,4 31,7 35,2 27,6 0,05 0,43 1,28 8,81 2,83 33 14,8 243,6 32,0 34,2 28,8 0,04 0,40 0,99 11,13 3,27 34 14,8 275,9 34,8 35,9 33,4 0,69 0,38 0,76 7,88 3,31 41 16,5 192,4 30,7 34,3 26,6 0,15 0,42 1,82 8,66 2,60 42 16,5 230,1 32,5 34,8 28,8 0,02 0,37 1,22 10,83 3,27 43 16,5 271,7 34,5 35,5 32,4 0,30 0,33 0,81 8,98 3,33 44 16,5 308,2 35,6 36,2 35,0 1,00 0,17 0,74 8,55 3,45 51 18,2 211,1 31,5 34,6 27,6 –0,43 0,39 1,73 11,54 2,93 52 18,2 254,8 33,4 34,9 30,2 –0,01 0,30 1,06 9,17 3,74 53 18,2 298,3 35,1 35,6 34,5 0,33 0,24 0,79 14,69 4,09 54 18,2 334,9 37,1 38,4 35,7 1,05 0,16 0,94 7,41 4,35 gdzie: dj – głębokość ugięcia powierzchni jeziorka spawalniczego, dw – głębokość wtopienia, ws – szerokość spoiny, δ dj – przyrost głębokości ugięcia jeziorka spawalniczego, δu – przyrost napięcia w fazie prądu impulsu, c = vd / vs – stosunek prędkości podawania drutu do prędkości spawania, ua – średnie napięcie, up – impulsu napięcie, ub – napięcie bazy rys. 15. zmiana głębokości ugięcia powierzchni jeziorka spawalniczego δdj, a) faza maksymalnego natężenia prądu; b) faza maksymalnego natężenia prądu przy większym wtopieniu; c) faza prądu bazy; d) faza prądu bazy przy głębszym wtopieniu, fig. 15 — different penetrations äds. a) peak period; b) peak period in deeper penetration; c) base period; d) base period in deeper penetration. miał mniej czasu na spłynięcie na skutek skrócenia okresu trwania prądu bazy. co więcej, możliwe jest, że powierzchnia jeziorka spawalniczego zostanie zepchnięta na ten sam poziom z powodu niezmienionych wartości maksymalnego natężenia prądu i długości tej fazy. stąd też zmiana głębokości ugięcia powierzchni jeziorka spawalniczego dj w fazie maksymalnego natężenia prądu spadałaby tak, jak zaobserwowano w tablicy viii i na rysunku 14. a) b) c) d) 35przegląd spawalnictwa 3/2013 rys. 17. modelowanie bez vd / vs, a) zależność wtopienia dw od δdj, b) dopasowanie linii fig. 17. modeling without wfs/ts: a) äds vs. penetration; b) line fitting gdy weźmie się pod uwagę uderzenia kropli metalu, zmiana wartość ugięcia powierzchni jeziorka spawalniczego dj w fazie prądu impulsu powinna się zmienić. jednakże prąd impulsu i długość fazy są podczas eksperymentów niezmienne. wpływ uderzenia kropli na zmianę ugięcia powierzchni jeziorka spawalniczego dj należy uznać za niezmienny przy każdym eksperymencie. toteż kiedy stosunek prędkości podawania drutu do prędkości spawania vd / vs jest stały w metodzie spawania gmaw-p kropla nie powinna modyfikować tego, jak średnia zmiana ugięcia powierzchni jeziorka spawalniczego dj w fazie prądu impulsu jest związana z wtopieniem spoiny. biorąc pod uwagę stosunek vd / vs, wtopienie spoiny jest funkcję ugięcia jeziorka spawalniczego δdj i vd / vs: dw = f (δdj, vd / vs) (16) po wstawieniu danych można uzyskać przedstawiony na rysunku 16a nieparametryczny model graficzny dla tego związku. jak można zauważyć, powierzchnia na rysunku 16a jest bliska płaszczyźnie. stąd, przy standardowym odchyleniu 0,27 mm można dopasować model płaszczyzny: dw = –3,34 × δdj +0,01 × vd / vs + 4,31 (17) dopasowanie płaszczyzny do wstawionych danych przedstawiono na rysunku 16b. liniowy model płaszczyzny jest wystarczająco dokładny dla potrzeb kontroli wtopienia spoiny w metodzie spawania gmaw-p analiza wzoru (17) pokazuje, że drugi człon równania z stosunkiem prędkości podawania drutu do prędkości spawania vd / vs w niewielkim stopniu wpływa na wtopienie spoiny. dlatego też możliwe jest uproszczenie modelu, bez uwzględnienia stosunku prędkości podawania drutu do prędkości spawania vd / vs. wyniki dopasowania lini prostej z rysunku 17b przy stałym odchyleniu 0,27 mm można przedstawić w postaci wzoru: dw = – 3,45 × δdj + 4,51 (18) dokładność zależy od dokładności modelu płaszczyzny. zatem na tej podstawie i zmiany głębokości jeziorka spawalniczego w fazie maksymalnego natężenia prądu można z dostateczną dokładnością przewidzieć głębokość wtopienia spoiny. modelowanie w zastosowaniu praktycznym rezultat świadczący o tym, że wtopienie spoiny można przewidzieć na podstawie zmiany głębokości powierzchni jeziorka spawalniczego w fazie prądu impulsu, jest fundamentalny, ale jego bezpośrednie zastosowanie do kontroli wtopienia w warunkach produkcyjnych może być skomplikowane, zwłaszcza jeśli ugięcia powierzchni jeziorka spawalniczego mierzy się metodą widzenia maszynowego. ponieważ zmiana ugięcia powierzchni jeziorka spawalniczego powoduje zmianę długości łuku, którą można zmierzyć z napięcia łuku, to aby znaleźć metodę monitorowania wtopienia spoiny za pomocą sygnałów, które łatwo zmierzyć w zakładach produkcyjnych, rozważano związek pomiędzy zmianą ugięcia powierzchni jeziorka spawalniczego a zmianą napięcia łuku. w fazie prądu impulsu prąd jest stały i tylko napięcie łuku określa długość. stąd też możliwe jest, że zmiana napięcia łuku w fazie prądu impulsu może odzwierciedlać zmianę wartości ugięcia powierzchni jeziorka spawalniczego. dla badań ilościowych zdefiniujmy podobnie zmianę napięcia w i-tej fazie prądu impulsu jako: δupi = max(upi) – min(upi) (19) a średnią zmianę w różnych fazach prądu impulsu jako: (20) a) b) rys. 16. modelowanie, a) nieparametryczny model graficzny; b) model płaszczyzny, fig. 16. modeling. a) nonparametric graphic model; b) plane model. 36 przegląd spawalnictwa 3/2013 wnioski powierzchnia jeziorka spawalniczego jest rzeczywiście, tak jak oczekiwano, źródłem wystarczającej ilości informacji do określenia głębokości wtopienia spoiny w spawaniu impulsowym mig/mag-p. głębokość wtopienia spoiny można określić z wystarczającą dokładnością ze zmiany ugięcia powierzchni jeziorka spawalniczego podczas fazy maksymalnego natężenia prądu. głębokość wtopienia spoiny można też dość dokładnie określić ze zmiany napięcia łuku w fazie maksymalnego natężenia prądu. ponieważ napięcie łuku jest łatwo zmierzyć w zakładach produkcyjnych, potwierdzony w tej pracy związek pomiędzy głębokością wtopienia spoiny i zmianą napięcia łuku w fazie maksymalnego natężenia prądu dostarcza prostą, lecz przydatną w zastosowaniach produkcyjnych metodę monitorowania wtopienia spoiny. uwaga: w tłumaczeniu zmieniono oznaczenia: sd = ds głębokość ugięcia powierzchni jeziorka spawalniczego dj pd = dp głębokość wtopienia dw, wfs= prędkość podawania drutu = vd ts = prędkość spawania= vs literatura [1] kim, y, s,, and eagar, t, w, 1993, analysis of metal transfer in gas metal arc welding, welding journal 72: s. 269-278. [2] esser, w, g,, and van gompel, m, r, m, 1984, arc control with pulsed gma welding, welding journal 63: s. 26-32. [3] ueguri, s,, hara, h,, and komura, h, 1985, study of metal transfer in pulsed gma welding, welding journal 64: s. 242-250. [4] allum, c, j, 1985, welding technology data: pulsed mig welding, welding and metal fabrication 53: s. 24-30. [5] kovacevic, r,, zhang, y, m,, and ruan, s, 1995, sensing and control of weld pool geometry for automated gta welding, asme journal of engineering for industry 117(2): 210-222. [6] chin, b, a,, madsen, n, h,, and goodling, j, s, 1983, infrared thermography for sensing the arc welding process, welding journal 62: s. 227-234. [7] madigan, r, b,, renwich, r, j,, farson, d, f,, and et al, 1986, computer-based control of full-penetration tig welding using pool oscillation sensing, proceedings of first international conference on computer technology in welding, the welding institute, london. [8] xiao, y, h, 1992, weld pool oscillation during gas tungsten arc welding, ph,d, dissertation, delft, the netherlands, delft university of technology. [9] wang, q, l, 1991, real-time full-penetration control with arc sensor in the tig welding of al alloy, proceedings of the international conference on joining/welding 2000, iiw, the netherlands. [10] mnich, c,, al-bayat, f,, debrunner, c, and et al, 2004, in situ weld pool measurement using stereovision, asme, proceedings 2004, japan – usa symposium on flexible automation, denver, colorado. z danych eksperymentalnych, przedstawionych w tablicy viii, uzyskano rysunek 18. widać, tak jak oczekiwano, że istnieje duża korelacja pomiędzy przyrostem napięcia w fazie prądu impulsu δu i przyrostem ugięcia jeziorka spawalniczego δdj, z łatwością można je powiązać. używając przyrostu napięcia w fazie prądu impulsu δu, zamiast przyrostu ugięcia jeziorka spawalniczego δds, przyjęto następujące równanie: dw = – 0,56 × δu + 0,08 × vd / vs + 2.69 (21) standardowe odchylenie wynosi 0,27 mm i jest takie samo, jak w równaniu (17). co więcej, na podstawie danych eksperymentalnych z tablicy viii równanie to można uprościć do postaci liniowej: dw = – 0,71 × δu + 4,12 (22) jego standardowe odchylenie wynosi 0,31 mm, nieco więcej niż przy użyciu δu, a stosunek prędkości podawania drutu do prędkości spawania c = vd / vs. rys. 18. zależność głębokości ugięcia jeziorka spawalniczego δdj od zmiany napięcia w fazie prądu impulsu δu fig. 18. δu vs. δdj (δds) dla sterowania wtopienia spoiny można to równanie uznać za równie efektywne jak równanie (21). ponieważ w równaniu (22) uwzględniono jedynie sygnały napięcia, nadaje się ono do wykorzystania w praktyce w zakładach produkcyjnych. 37przegląd spawalnictwa 3/2013 podziękowanie praca ufundowana przez amerykańską narodową fundację na rzecz nauki (nsf), dzięki grantowi cmmi-0726123 o tytule: „measurement and control of dynamic weld pool surface in gas metal arc welding”. badania przeprowadzono w laboratorium badań nad spawalnictwem w university of kentucky w usa. artykuł przedrukowano z dodatku naukowego welding journal vol. 89 za zgodą autora i właściciela praw autorskich amerykańskiego stowarzyszenia spawalniczego aws. oryginał jest dostępny na stronie aws: http://www,aws,org/wj/supplement/wj0610-117,pdf z języka angielskiego tłumaczyła joanna dobrowolska. instytut łączenia metali w krakowie dziękuje dr katarzynie sadowskiej-dobrowolskiej z instytutu filologii polskiej uniwersytetu marii curie skłodowskiej w lublinie za pomoc w tłumaczeniu tekstu technicznego z usa. [11] siores, e, 1988, development of a realtime ultrasonic sensing system for automated and robotic welding, phd dissertation, west london, uk, brunel university. [12] groenwald, r, a,, mathieson, t, a, kedzior, c, t, et al, 1979, acoustic emission weld monitor system — data acquisition and investigation, us army tank-automotive research and development command report ada085-518. [13] kovacevic, r,, and zhang, y, m, 1997, real-time image processing for monitoring of free weld pool surface, asme journal of manufacturing science and engineering 119(2): 161-169. [14] saeed, g,, and zhang, y, m, 2007, weld pool surface depth measurement using calibrated camera and structured-light, measurement science & technology 18: s. 2570-2578, [15] song, h, s,, and zhang, y, m, 2007, three-dimensional reconstruction of specular surface for gas tungsten arc weld pool, measurement science & technology 18: s. 3751-3767. [16] song, h, s,, and zhang, y, m, 2008, measurement and analysis of three-dimensional specular gas tungsten arc weld pool surface, welding journal 87(4): s. 85-95. [17] zhao, d, b, 2000, dynamic intelligent control for weld pool shape during pulsed gtaw with wire filler based on threedimension visual sensing, ph,d, dissertation, harbin, china, harbin institute of technology (in chinese). [18] yoo, c, d,, and lee, j, 3d measurement of weld pool using biprism stereo vision sensor, http://joining1.kaist.ac.kr/research/vision.htm, seoul national university. [19] zhang, g, j,, yan, z, h,, and wu, l, 2006, reconstructing a three-dimensional pgmaw weld pool shape from a twodimensional visual image, measurement science and technology 17(7): 1877 to 1882. [20] lucas w., smith j., balfor c., bertaso d., melton g.: „wizyjna kontrola rozmiaru jeziorka spawalniczego w czasie rzeczywistym” przegląd spawalnictwa nr 1/2009 s. 11-16. w następnym numerze anna pocica od parowozu do lux-torpedy. spawanie w naprawach i produkcji taboru kolejowego. część ii (z teki jacka lassocińskiego) paweł cegielski, krzysztof skrzyniecki, andrzej kolasa, paweł kołodziejczak badania stabilności układu łuk – urządzenie zasilające w warunkach symulowanych zakłóceń procesu spawania metodą mag jacek słania, dariusz kozik prefabrykacja elementów ciśnieniowych kotłów typu wr aneta ziewiec, janusz stępiński, edmund tasak mikrostruktura połączeń różnorodnych stali 17-4ph ze stopami niklu ps 5 2017 www 1 75przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 trwałość zmęczeniowa najstarszych   spawanych mostów w polsce w świetle badań  fatigue life of the oldest welded bridges in poland in the light of research dr hab. inż. bernard wichtowski, em. prof. zut – zachodniopomorski uniwersytet technologiczny w szczecinie. autor korespondencyjny/corresponding author: marekw@zut.edu.pl streszczenie procedura oceny trwałości zmęczeniowej jest jedną z najistotniejszych w kompleksowej ocenie nośności i trwałości mostów spawanych eksploatowanych przez długi okres czasu. w trakcie badań tych mostów stwierdzono w wielu złączach doczołowych istnienie niezgodności spawalniczych (karbów) z pęknięciami w spoinach czołowych włącznie. referat jest próbą rekapitulacji wniosków z wieloletnich badań tych konstrukcji. badania dotyczyły terenowych badań rentgenograficznych złączy doczołowych tych mostów oraz laboratoryjne badania zmęczeniowe 4 typów spoin czołowych, które w nich występują. badania te wraz z analizą wytrzymałościową konstrukcji nośnej pozwoliły oszacować żywotność poszczególnych obiektów. słowa kluczowe: mosty stalowe; złącza spawane; zmęczenie stali abstract the procedure for the assessment of fatigue life is one of the most important in the comprehensive assessment of capacity and durability of welded bridges exploited for a long period of time. in the study of these bridges it was found in a number of butt joints the existence of imperfections (notches) with cracks in welds leading inclusive. the paper is an attempt to recapitulate the conclusions of many years’ research of these structures. the study concerned field studies x-ray butt these bridges and laboratory fatigue tests of 4 types butt welds, in which they occur. these studies, together with the strength analysis of the supporting structure made it possible to estimate the lifetime of individual objects. keywords: steel bridges; welded joints; steel fatigue wstęp w ostatnich latach w wielu państwach przyjęto nową probabilistyczną ocenę nośności mostów eksploatowanych, omówioną w [1]. jest to metoda rozdzielonych wykalibrowanych współczynników bezpieczeństwa o obniżonych wymaganiach w stosunku do nowo projektowanych konstrukcji, jak i wymagań w kwestii okresu dalszej eksploatacji obiektu. jednocześnie ukazały się zalecenia europejskiej procedury oceny trwałości zmęczeniowej istniejącej konstrukcji kompatybilnej z nowymi normami służącymi do projektowania konstrukcji stalowych [2], przedstawione na rysunku 1. przydatnymi w tej analizie mogą być informacje pozyskane z badań starych obiektów mostowych na temat parametrów materiałowych oraz odpowiedzi konstrukcji na obciążenia użytkowe. artykuł jest próbą rekapitulacji wniosków z prowadzonych przez autora badań odnośnie stanu zagrożenia mostów historycznych zmęczeniem. bernard wichtowski przeglad welding technology review rys.  1.  algorytm oceny trwałości zmęczeniowej istniejącej konstrukcji stalowej według [2] fig. 1. algorithm assessment of the fatigue life of the existing steel structure according to [2] 76 przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 zagadnienia materiałowe starych  konstrukcji mostów stalowych w wyniku wieloletniej eksploatacji konstrukcja mostu stalowego podlega tzw. starzeniu funkcjonalnemu, a sama stal starzeniu strukturalnemu. mechanizm starzenia wyjaśnia się za pomocą klasycznej teorii wydzieleń lub nowszej teorii blokowania dyslokacji [3,4]. poziomem porównawczym zmian właściwości materiałowych w trakcie eksploatacji jest symulacja wyjściowej budowy materiału za pomocą wyżarzania normalizującego. autor artykułu wygrzewał próbki w temperaturze 930 oc przez jedną godzinę i studził na powietrzu. uzyskuje się w tym przypadku najmniejszą możliwą w tej stali wielkość ziarna. jest to czynnik zwiększający granicę plastyczności i obniżający temperaturę przejścia stali w stan kruchości [5,6]. te zmiany struktury znajdują swoje odzwierciedlenie przede wszystkim w zmianach udarności materiału – rysunek 2. na rysunku przedstawiono wyniki badań udarnościowych, w temperaturze -20 oc, 9 gatunków stali z 8 mostów wybudowanych w latach 1875-1938. badano dwa rodzaje próbek: próbki starzone samorzutnie i próbki normalizowane. badana stal wszystkich mostów w stanie poeksploatacyjnym, starzonym ma bardzo małą wartość pracy łamania kv. aktualnie stwierdzona wartość kv wynosi jedynie od 4 do 12 j. zależność ta dotyczy wszystkich stali niezależnie od zawartości węgla od 0,016 do 0,258%. rys.  2.  wartość pracy łamania kv stali mostów w temperaturze -20oc dla próbek starzonych i normalizowanych (słupki zakreskowane) fig.  2. the value of breaking work kv of bridge steel at -20oc for samples aged and normalized (hatched bars) structure according to [2] stan taki świadczy o kruchości materiału i jest szczególnie niebezpieczny, jeżeli występuje w obszarach spiętrzenia naprężeń, na przykład wokół niezgodności spawalniczych w spoinach – rysunek 3. niezgodności są inicjatorami pękania, gdy obciążenie osiągnie określoną wartość krytyczną. największą koncentrację naprężeń σx wywołują niezgodności spawalnicze (ns) elipsoidalne oraz ns podłużne z eliptycznym przekrojem poprzecznym. dla tych dwóch grup ns gradient zmiany maksymalnego naprężenia rośnie ze zmniejszaniem się wielkości promienia krzywizny o największej ostrości kształtu ns. przykładowo dla tych ns o charakterystyce kształtowej t/ρ = 100, wartość współczynnika kształtu dla u = 1 wynosi 13,6 i 21,0 (por. rys. 3). natomiast dla ns kulistych o małym stopniu koncentracji – iii klasa ostrości, wartość naprężeń jest niezależna od wielkości niezgodności i wynosi σx = 2,04 p. naprężenia rozciągające w obecności karbu mogą być wynikiem obciążeń zewnętrznych, naprężeń własnych lub obu jednocześnie. zwykle w spoiwie i jej sąsiedztwie występują znaczne naprężenia własne rozciągające. ponieważ prawdopodobieństwo powstania pęknięć jest największe właśnie w tej strefie, nie można wykluczyć zapoczątkowania kruchego pękania konstrukcji nawet bez przyłożenia obciążenia zewnętrznego. w polsce, w wyniku błędów konstrukcyjnych zniszczeniu uległ w osobnicy k.jasła, 8 stycznia 1987 r. przy temperaturze -34 oc, drogowy most zespolony o dźwigarach eksploatowanych przez 17 lat, mimo braku obciążenia zewnętrznego – rysunek 4. na rysunku 5 według [7], podano zależność wytrzymałości doraźnej rm i wytrzymałości zmęczeniowej zrj przy cyklu rozciągających naprężeń tętniących oraz przy cyklu wahadłowym. z uwagi na fakt, że zrj < rm to każda ns zewnętrzna i wewnętrzna spoiny stać się może inicjatorem pęknięcia zmęczeniowego lub kruchego. rys. 3. rozkład naprężeń σx w pobliżu ns podłużnych – i, elipsoidalnych – ii i kulistych – iii fig. 3. stress distribution σx near weld imperfections longitudinal – i, ellipsoidal – ii and globular – iii rys. 4. zniszczony most drogowy w osobnicy k.jasła fig. 4. destroyed road bridge in osobnica near jaslo rys. 5. wytrzymałości początkowe i zmęczeniowe stali fig. 5. initial and fatique strength of steel 77przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 jakość spoin czołowych w najstarszych  mostach w polsce każda wada spoiny stać się może przyczyną pęknięcia, a więc utratą nośności konstrukcji. zagadnienie staje się ważne w świetle wyników badań rentgenograficznych eksploatowanych mostów kolejowych [8]. na ogólną liczbę 155 przebadanych mostów kolejowych w 34 (22%) stwierdzono pęknięcia w spawanych złączach doczołowych, przy czym 33 obiekty to konstrukcje wybudowane w latach 1936-1960. pęknięcia stwierdzono na 437 rentgenogramach, co stanowi 2,8% ogólnej liczby 15875 przebadanych złączy. wielokrotne badania złączy doczołowych z pęknięciami nie wykazały ich rozwoju ani powstawania nowych pęknięć. w celu wyjaśnienia tej okoliczności w artykule przedstawiono stan jakościowy spoin czołowych oraz ich analizę naprężeniową w dziewięciu najstarszych mostach spawanych w polsce. wykaz tych konstrukcji przedstawiono w tablicy i. jest to most drogowy przez rzekę słudwię pod łowiczem (nr 1 – rys. 6) oraz osiem mostów kolejowych o numerach od i do viii usytuowanych na 4 liniach. mosty mają rozpiętości od 9,00 do 32,40 m. poddawano je badaniom z różną częstością od 1 do 5 badań, w latach 1958-1984. tylko most nr viii był pierwotnie badany przez niemców w roku 1936. łącznie wykonano 746 zdjęć złączy doczołowych, w tym prawie jednakowa ich liczba przypada na strefę ściskania i rozciągania, odpowiednio 350 i 396 rtg. na rysunku 7 przedstawiono graficznie w ujęciu liczbowym, zestawienie przebadanych złączy doczołowych w poszczególnym moście z podziałem na poziomy jakości dopuszczalne (histogram górny) i niedopuszczalne (histogram dolny) według wymogów pn-en iso 5817:2014. na histogramie dolnym podano również liczbę rentgenogramów z pęknięciami spoin w danym moście. największa procentowo liczba złączy doczołowych poziomu jakości d i >d występuje w moście drogowym 1 na rzece słudwi i w moście kolejowym i przez rzekę sierpienicę. procentowa zawartość rentgenogramów spoin poziomu jakości d i >d w tych mostach wynosi odpowiednio 34,7% i 32,0% [8,9]. rys. 6. konstrukcja mostu w czasie budowy w 1929 roku fig. 6. the construction of the bridge during building in 1929 usytuowanie na linii nr mostu rok  budowy rok badań liczba badanych liczba dźwigarów złączy rtg. pęknięć 1 2 3 4 5 6 7 8 kutno-łowicz 1 1929 1958 2 66 76 17 nasielsk-toruń i ii iii iv 1937 1938 1938 1939 1958, 1971 1958, 1971 1958, 1971 1958 4 2 4 6 40 24 48 72 88 48 96 144 8 6 48 39 łódź-dębica v 1938 1963, 1970 6 64 128 5 warszawa-łowicz vi 1937 1950, 1967, 1979 8 16 32 – poznań-szczecin vii viii 1935 1936 1971, 1984 1936,1958, 1962 1969, 1983 7 4 19 10 54 80 5 36 razem 20 badań 43 359 746 164* *) – długość pęknięć od 7 do 860 mm tablica i. dane badań radiograficznych mostów table i. data of x-ray research of bridges rys. 7.  histogram poziomów jakości złączy doczołowych i liczba rentgenogramów z pęknięciami spoin w danym moście (wartość w liczniku) fig.  7. histogram of butt joints quality levels and the number of radiograms with weld cracks in the bridge (the value in the numerator) 78 przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 stan naprężeniowy spoin w celu oszacowania trwałości użytkowej mostów przeprowadzono analizę naprężeń w złączach doczołowych z pęknięciami, które stwierdzono w 8 mostach. wyniki analizy podano w tablicy ii. dokonano obliczenia wartości naprężeń charakterystycznych występujących w spoinach czołowych (w osi nakładek i przykładek) oraz poza nakładkami w blasze pasowej lub środnikach (wartości w mianowniku). obliczenia wykonano zgodnie z pn-82/s-10052 i pn85/s-10030 – jak przy sprawdzaniu na zmęczenie, tj. przy obciążeniach charakterystycznych ze współczynnikiem dynamicznym. w kolumnie 3 podano wartość naprężeń nominalnych od stałego obciążenia mostu, a w kolumnie 4 od obciążenia stałego i obciążeń normowych taborem, z uwzględnieniem wpływów dynamicznych. naprężenia te wyznaczono od podstawowego układu obciążeń, przyjmując klasę obciążenia k+2. w kolumnie 5 zestawiono wartości naprężeń od obciążenia stałego i ruchomego lokomotywą et-21, z uwzględnieniem wpływów dynamicznych. natomiast dla mostu viii były to dwa parowozy pt 31. w kolumnie 6 podano pomierzone tensometrycznie wartości naprężeń: – w moście nr 1, od dwóch samochodów, o naciskach kół – oś przednia 5,3 i 4,7 ton, a oś tylna 13,3 i 14,1 ton; – w moście nr viii od 2 parowozów pt 31 z tendrami 32d29 natomiast w kolumnie 7 podano wartości ilorazów naprężeń σekspl/σnorm. tablica ii. schematy dźwigarów i naprężenia normalne od obciążeń charakterystycznych w spoinach czołowych (wartości w liczniku) oraz poza nakładkami (wartości w mianowniku) i λ = σekspl / σnorm table ii. schemes of carrying girders and normal stresses of characteristic loads in the butt welds (value in the numerator) and off overlays (values in the denominator) and λ = σekspl / σnorm σa= 17,3 (8,0)* σb= 9,8 10,0 σc= 11,3 — 4,0 8,2 7,1 11,4 8,0 11,8 σa= 14,3 16,8 σb= 15,1 17,1 σc= 15,4 17,0 σa= 10,3 13,8 σb= 12,0 14,3 σc= 12,8 14,7 σa= 5,7 7,3 σa= 6,8 σb= 11,6 68,4 80,4 74,4 84,2 72,4 79,9 116,1 136,5 122,1 138,1 123,7 136,6 80,8 108,3 93,6 111,1 99,0 113,9 47,0 63,1 53,9 63,9 56,8 65,3 96,0 123,2 51,1 65,5 σa= 24,0 nr mostu schemat dźwigara  i usytuowanie złącza z pęknięciami naprężenia w mpa λ =  σekspl / σnorm obciążenia  stałe układ obciążeń pomierzone p – norm. p – eksp.1) 1 2 3 4 5 6 7 1 — — — — — — — — — i ii iii iv — — — 0,589 0,609 0,583 v — — — 0,583 0,576 0,574 vi — 0,532 vii 44,2 67,2 27,3 42,3 — — 0,618 0,624 viii 89,8 62,32) 22,33) 28,44) 29,65) 0,694 *) uwzględniono współpracę pomostu jezdni 1) lokomotywa et21 + obciążenie stałe 2) 2 parowozy pt31 z tendrami 32d29 + obc. stałe 3) obciążenie statyczne 2´pt31 z tendrami 4) obciążenie dynamiczne v = 20 km/h 5) obciążenie dynamiczne v = 80 km/h 79przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 badania zmęczeniowe spoin czołowych w ramach kompleksowej oceny żywotności złączy doczołowych występujących w starych konstrukcjach przeprowadzono laboratoryjne badania zmęczeniowe czterech grup złączy przedstawionych na rysunku 8. proste regresji dotyczą: – badań próbek „a” – ze spoinami czołowymi poziomu jakości > d i starzonymi w sposób naturalny przez 45 lat, dla których wartość nieograniczonej wytrzymałości zmęczeniowej (nwz) wynosi zrj = 101 mpa; – badań próbek „b” – ze spoinami czołowymi poziomu jakości b+, b i c, dla których nwz ma wartość zrj = 125 mpa; – badań próbek „c” – ze spoinami czołowymi obarczonymi pęknięciami wewnętrznymi o uzyskanej z badań wartości nwz zrj = 90 mpa; – badań próbek „d” – ze spoinami przykrytymi jednostronnymi nakładkami rombowymi o wartości zrj = 79 mpa. nieograniczona wytrzymałość zmęczeniowa spoin czołowych z pęknięciami wewnętrznymi i spoin z jednostronnymi nakładkami rombowymi stanowi odpowiednio 71,7 i 63,2% wytrzymałości zmęczeniowej spoin „zdrowych” [8]. po liczbie cykli obciążenia powyżej 1,1•106 nakładki na spoinach w większym stopniu osłabiają ich wytrzymałość niż pęknięcia w spoinach (por. rys. 5 i 8). rys. 8. zestawienie prostych regresji 4 rodzajów złączy ze spoinami czołowymi fig. 8. collection of regression lines for 4 types of joints with butt welds literatura [1] wiśniewski d., majka m., bień j.: ocena nośności mostów w okresie ich eksploatacji – doświadczenia krajowe i zagraniczne. inżynieria i budownictwo, nr 7-8/2013. [2] kühn b., et al.: assesment of existing steel structures: recommendations for estimation of remaining fatigue life. jrc scientific and technical report no. 43401. european commision, joint research centre, luxemburg 2008. [3] butnicki s.: spawalność i kruchość stali. wnt, warszawa 1975. [4] rykaluk k.: pęknięcia w konstrukcjach stalowych. dwe, wrocław 1999. [5] wichtowski b., hołowaty j.: właściwości stali w najstarszych spawanych mostach kolejowych w polsce w świetlne badań. inżynieria i budownictwo, nr 5/2009. podsumowanie w badaniach rentgenograficznych, 9 najstarszych mostów spawanych w polsce, stwierdzono bardzo niską jakość spoin złączy doczołowych. 71,8% badanych odcinków złączy doczołowych ma niezgodności spawalnicze poziomu jakości d i większe, a na 141 rentgenogramach stwierdzono pęknięcia spoin. wielokrotne badania nie stwierdziły rozwoju tych pęknięć. według s. kocandy [10]: „naprężenie inicjujące pęknięcie jest mniejsze od naprężenia koniecznego do rozwoju pęknięcia”. praktycznie we wszystkich złączach doczołowych analizowanych mostów, obliczone i pomierzone naprężenia eksploatacyjne nie przekraczają określonej doświadczalnie nieograniczonej wytrzymałości zmęczeniowej zrj spoin tych złączy. wyjątek stanowi styk pasowy „b” mostów i÷iv na linii nasielsk-toruń, w których przekroczenie wartości zrj od naprężeń eksploatacyjnych jest nieznaczne i wynosi 3,2%. przedstawione w artykule zachowanie się złączy doczołowych z pęknięciami w omawianych mostach oraz ich analiza obliczeniowa i wyniki badań zmęczeniowych, potwierdziły fakt braku rozwoju tych pęknięć. omawiane mosty kolejowe nr i÷viii mogą być dalej bezpiecznie eksploatowane. [6] wichtowski b., hołowaty j.: badania udarnościowe stali zlewnej mostów kolejowych, inżynieria i budownictwo, nr 1/2014. [7] newmann a.: schweisstechnisches handbuch für konstrukteure teil 1. veb verlag technik, berlin 1990. [8] wichtowski b.: wytrzymałość zmęczeniowa spawanych złączy doczołowych w stalowych mostach kolejowych. prace naukowe ps nr 572, szczecin 2002. [9] bogucki w.: badania pracy mostu na rzece słudwi. inżynieria i budownictwo, nr 10/1962. [10] kocanda s.: zmęczeniowe pękanie metali. wnt, warszawa 1985. 201302_pspaw_hy92.pdf 29przegląd spawalnictwa 2/2013 sławomir krajewski jerzy nowacki mgr inż. sławomir krajewski, prof. dr hab. inż. jerzy nowacki – zachodniopomorski uniwersytet technologiczny w szczecinie. streszczenie w pracy przedstawiono wyniki analizy wartości równoważnika węgla ce stali dwufazowych dp ze stalami wielofazowymi cp i trip, konwencjonalnymi o wysokiej granicy plastyczności do obróbki plastycznej na zimno lad+bd+yd i o podwyższonej granicy plastyczności w stanie ulepszonym cieplnie. przedstawiono również wyniki badań metalograficznych i wybranych właściwości mechanicznych złączy spawanych metodą spawania gtaw stali dwufazowych: dp600z140+m, dp800z140+m i dp1000z140+m. abstract the paper presents results the analyzes of carbon equivalent dual-phase ce steels with complex-phase cp and trip steels, conventional steels with high yield strength for cold forming lad + bd + yd and steels with higher yield strength in quenched and tempered condition. it also presents the results of metallographic and selected mechanical properties of gtaw welded joints: dp600z140+m, dp800z140+m i dp1000z140+m. właściwości połączeń spawanych ze stali dwufazowych – dp properties of dual-phase (dp) steels welded joints  charakterystyka stali dp i problemy jej spawalności zaawansowane stale o wysokiej wytrzymałości (ahss – advanced high strength steel) dzięki korzystnym właściwościom mechanicznym w odniesieniu do gęstości umożliwiają wyraźne zmniejszenie masy konstrukcji. analizowana stal stopowa jakościowa litec dp ruukki zaliczana jest do stali dwufazowych do obróbki plastycznej na zimno wg pn-en 10346 [8]. gatunki stali sklasyfikowano w normie według ich wzrastającej minimalnej wytrzymałości na rozciąganie rm (tabl. i i ii). mikrostruktura stali dwufazowych dp składa się z 30÷70% martenzytu w osnowie drobnoziarnistego, sferoidalnego ferrytu i 1÷5% metastabilnego austenitu szczątkowego. warunkuje to wysoką wytrzymałość na rozciąganie do 1180 mpa (arcelor mittal dual phase 1180 hy) przy wydłużeniu względnym a80 do 27%. mikrostruktura stali dp najczęściej powstaje w wyniku szybkiego nagrzania cienkich blach po walcowaniu na zimno do zakresu między ac1 a ac3 i kontrolowanym chłodzeniu mgłą wodno-powietrzną do temperatury otoczenia (rys. 1). drobne ziarno ferrytu uzyskiwane jest przez opóźnienie i zahamowanie rekrystalizacji austenitu w obecności takich mikrododatków stopowych jak: al, v, ti i nb. pn-en 10346 [8] metodę produkcji rys. 1. schemat obróbki termomechanicznej stali litec 600dp, 800dp i 1000dp użytych w eksperymencie, ta – temperatura częściowej austenityzacji, cr – szybkość chłodzenia [5] fig. 1. litec 600dp, 800dp i 1000dp steel thermo mechanical processing diagram used in the experiment, ta – partial austenitizing temperature, cr – cooling rate [5] 30 przegląd spawalnictwa 2/2013 stali pozostawia w gestii wytwórcy, przy czym uzyskanie drobnoziarnistej struktury dwufazowej ferrytyczno-martenzytycznej wymaga stosowania optymalnego zakresu temperatury nagrzewania i przebiegu chłodzenia. regulowane walcowanie z kolei pozwala obniżyć temperaturę walcówki przy zapewnieniu wymaganego zgniotu. w temperaturze pomiędzy ar3 i ar1 następuje przyspieszone chłodzenie. stal ahss znajduje zastosowanie w przemyśle motoryzacyjnym m.in. na: ramy i belki poprzeczne, belki pionowe, belki wzmocnienia bocznego oraz elementy bezpieczeństwa, najczęściej zgrzewane oporowo [1]. w ostatnich latach prowadzone są badana dotyczące spawalności tych stali. wytwórcy stali dwufazowych dopuszczają stosowanie wszystkich metod spawania łukowego, zalecając zwłaszcza metody mig, tig i paw oraz zgrzewanie elektryczne oporowe. metody te są szczególnie pożądane w przemyśle motoryzacyjnym, ze względu na małe rozmiary i grubość elementów wykonywanych z tych stali oraz układanie lokalnych spoin nośnych przenoszących wysokie obciążenia. ze względów estetycznych wymagana jest z kolei wąska spoina oraz zachowanie wysokiej czystości i jakości spoin. do spawania stosowane są materiały dodatkowe gwarantujące uzyskanie wyższej wytrzymałości na rozciąganie złącza niż materiału podstawowego, jednak np. w przypadku stali dp800 i dp1000 wytrzymałość na rozciąganie spoiny może być niższa niż materiału rodzimego, wobec braku dostępnych materiałów o tak wysokim rm [2, 4, 6]. dla stali dp pokrytych powłoką cynkową zalecanymi metodami spawania są spawanie łukowe i wiązką laserową. równoważnik węgla ce stali dp na tle innych stali w celu oceny spawalności stali o wysokiej wytrzymałości porównano wartości równoważnika węgla ce wg równania (1) stali dwufazowych dp (rys. 2) ze stalami wielofazowymi cp (complex-phase) (rys. 3), typu trip (transformation induced plasticity) (rys. 4), stalami konwencjonalnymi używanymi w przemyśle motoryzacyjnym o wysokiej granicy plastyczności do obróbki plastycznej na zimno lad+bd+yd (rys. 5÷7) tablica i. skład chemiczny (analiza wytopowa) stali dwufazowych do obróbki na zimno wg pn-en 10346 [8] table i. the chemical composition of dual-phase steels for cold forming acc. to pn-en 10346 [8] oznaczenie skład chemiczny, % mas. gatunek stali symbol rodzaju naniesionej powłoki** c max. si max. mn max. p max. s max. al całkowite cr+mo max. nb+ti max. v max. b max. znak stali* numer stali hct450x 1.0937 +z, +zf, +za 0,14 0,80 2,00 0,080 0,015 ≤ 2,00 1,00 0,15 0,20 0,005 hct500x 1.0939 hct600x 1.0941 0,17 2,20 hdt580x 1.0936 +z, +zf hct780x 1.0943 +z, +zf, +za 0,18 2,50 hct980x 1.0944 0,23 * h – wyroby płaskie ze stali o wysokiej granicy plastyczności do obróbki plastycznej na zimno, c – wyroby walcowane na zimno, d – wyroby walcowane na gorąco, t xxx – minimalna wytrzymałość na rozciąganie rm xxx, mpa, x – stal dwufazowa **+z, +zf, +za+z – ogniowe powlekanie cynkiem, +zf – ogniowe powlekanie stopem cynk-żelazo, +za – ogniowe powlekanie stopem cynk-aluminium tablica ii. właściwości mechaniczne stali dwufazowych do obróbki plastycznej na zimno wg pn-en 10346 [8] table ii. the mechanical properties of dual-phase steel for cold forming acc. to pn-en 10346 [8] oznaczenie właściwości mechaniczne gatunek stali umowna granica plastyczności rp0,2, mpa wytrzymałość na rozciąganie min. rm, mpa wydłużenie min. a80 a,b, %znak stali numer stali hct450x 1.0937 260-340 450 27 hct500x 1.0939 300-380 500 23 hct600x 1.0941 340-420 600 20 hdt580x 1.0936 330-460 580 19 hct780x 1.0943 450-560 780 14 hct980x 1.0944 600-750 980 10 a – dla t ≤ 0,5 mm wartość wydłużenia obniża się o 4%, dla 0,5 < t ≤ 0,7 mm obniża się o 2%. b – dla powłok zf wartość wydłużenia obniża się o 2%. 31przegląd spawalnictwa 2/2013 oraz stalami o podwyższonej granicy plastyczności w stanie ulepszonym cieplnie np. s960q (rys. 8). (1) rys. 2. porównanie wartości równoważnika węgla ce względem umownej granicy plastyczności rp0,2 dla stali dwufazowych dp; 1 – litec 600dp, 2 – litec 800dp, 3 – litec 1000dp fig. 2. comparison of the carbon equivalent ce and yield strength reh for dual – phase steel; 1 – litec 600dp, 2 – litec 800dp, 3 – litec 1000dp rys. 3. porównanie wartości równoważnika węgla ce względem umownej granicy plastyczności rp0,2 dla stali wielofazowych cp fig. 3. comparison of the carbon equivalent ce and yield strength reh for complex phase steel rys. 4. porównanie wartości równoważnika węgla ce względem umownej granicy plastyczności rp0,2 dla stali typu trip (umacniane odkształceniem plastycznym) fig. 4. comparison of the carbon equivalent ce and yield strength reh for trip steel rys. 5. porównanie wartości równoważnika węgla ce względem umownej granicy plastyczności rp0,2 dla stali niskostopowej/mikrostopowej lad fig. 5. comparison of the carbon equivalent ce and yield strength reh for lad steel rys. 6. porównanie wartości równoważnika węgla ce względem umownej granicy plastyczności rp0,2 dla stali utwardzanej niskotemperaturowo/stal bake-hardening bd fig. 6. comparison of the carbon equivalent ce and yield strength reh for bake-hardening steel rys. 7. porównanie wartości równoważnika węgla ce względem umownej granicy plastyczności rp0,2 dla stali tzw. if bez atomów w położeniach międzywęzłowych yd fig. 7. comparison of the carbon equivalent ce and yield strength reh for if steel , m p a , m p a , m p a , m p a , m p a , m p a 32 przegląd spawalnictwa 2/2013 stale dwufazowe dp, mając wyższą o 60÷90% granicę plastyczności od niestopowych stali konstrukcyjnych zwykłej jakości przeznaczonych do spawania cechują się umiarkowaną wartością równoważnika węgla ce, sugerującą ich dobrą spawalność metalurgiczną. rys. 8. porównanie wartości równoważnika węgla ce względem umownej granicy plastyczności rp0,2 dla stali o podwyższonej granicy plastyczności w stanie ulepszonym cieplnie fig. 8. comparison of the carbon equivalent ce and yield strength reh for of high yield strength structural steels in the quenched and tempered condition steel tablica iii. skład chemiczny zastosowanych w badaniach stali dwufazowych ruukki table iii. the chemical composition used in the studies of dual-phase steel ruukki oznaczenie skład chemiczny, % mas. gatunek stali symbol rodzaju naniesionej powłoki c si mn p s al całkowite cr+mo nb+ti v b znak stali znak stali litec 600dp hct600x z140+m* 0,09 0,21 1,87 0,0065 0,00 0,0273 0,0058 0,0023 0,0063 0,001 litec 800dp hct780x z140+m* 0,13 0,27 1,88 0,0046 0,00 0,0304 0,0087 0,0017 0,01 0,001 litec 1000dp hct980x z140+m* 0,15 0,22 1,80 0,0067 0,00 0,0292 0,176 0,0041 0,0118 0,001 * oznaczenie m odnosi się do wykonanej powłoki, w tym przypadku określa powłokę cynkową z z „małym kwiatem cynkowym” tablica iv. właściwości mechaniczne zastosowanych w badaniach stali dwufazowych ruukki, wg badań własnych table iv. the mechanical properties used in the studies of dual-phase steel ruukki, acc. to the own research oznaczenie właściwości mechaniczne gatunek stali umowna granica plastyczności rp0,2, mpa wytrzymałość na rozciąganie rm, mpa wydłużenie a80, %znak stali znak stali litec 600dp hct600x 428-448 694 22 litec 800dp hct780x 481-488 845 16 litec 1000dp hct980x 664-675 1030 11 próby spawania stali dp badania wykonano w celu określenia wpływu metody łączenia tig i paw na parametry wytrzymałościowe złącza. badania spawalności przeprowadzono na stali litec 600dp, litec 800dp i litec 1000dp firmy ruukki, których skład chemiczny określony za pomocą spektrometru jarzeniowego leco gds 500a przedstawiono w tablicy iii. statyczną próbę rozciągania zastosowanych do spawania blach o grubości 1,2 mm wykonano na maszynie instron 5585h (tabl. iv). przedstawiono uśrednione wartości z 3 próbek pobranych wzdłuż kierunku walcowania. fotografie mikrostruktury stali litec 600dp, 800dp i 1000dp użytych do wykonania złącza spawanego przedstawiono odpowiednio na rysunkach 9÷11. obserwację mikrostruktury prowadzono na zgładach metalograficznych trawionych 3% nitalem przy zastosowaniu elektronowego mikroskopu skaningowego sem joel jsm-6100. objętość względną faz w mikrostrukturze określono za pomocą komputerowej analizy obrazu w systemie nis elements 3.1. porównaniu poddano przygotowane na i bez odstępu doczołowe złącza blach o grubości 1,2 mm spawane z pełnym przetopem bez materiału dodatkowego metodą tig i paw w pozycji podolnej. jako gaz osłonowy stosowano argon 5.0 wg pn-en iso 14175 [10]. możliwymi do stosowania materiałami dodatkowymi są te, które są przeznaczone do spawania stali niskostopowych, np.: aws a5.28 er 100s-g, aws a5.28 er 11xs-x, aws a5.28 er 12xs-x, din sgnimocr2 wg pn-en iso 16834 [13]. parametry spawania plazmowego (paw) techniką z jeziorkiem , m p a 33przegląd spawalnictwa 2/2013 spoiny urządzeniem ewm microplasma 50 zawarto w tablicy v, natomiast spawania elektrodą nietopliwą w osłonie gazu obojętnego na urządzeniu esab origo ta24 (tig) w tablicy vi. badania złączy ocenę złączy przeprowadzono na podstawie: – badań nieniszczących wg pn-en 571-1 [12], – badań makroi mikroskopowych wg pn-en 1321 [9], – statycznej próby rozciągania wg pn-en iso 4136 [14] – badań mikrotwardości metodą vickersa wg pn-en iso 9015-2 [15]. badania penetracyjne wg pn-en 571-1 [12] nie wykazały niezgodności – połączenia zakwalifikowano do poziomu akceptacji 1. wynik badań makroskopowych przedstawiono na przykładzie złącza spawanego wykonanego ze stali litec 600dp na rysunku 12. w wyniku przeprowadzonych badań mikroskopowych zaobserwowano strukturę martenzytyczną w obszarze strefy wpływu ciepła. przemiana martenzytyczna jest wynikiem dużej szybkości chłodzenia, która przechładza austenit do temperatury przemiany martenzytycznej ms. w przypadku stali dwufazowych zawartość węgla jest niska (maksymalnie 0,23% dla stali hct980x), a wraz ze spadkiem udziału węgla temperatura początku przemiany martenzytycznej wzrasta (dla stali litec 600dp 0,09%c, ms = 440°c) i dla zawartości węgla 0,23% wynosi ok. 390°c [5]. cienkościenne połączenia wykonane z blach o grubości 1,2 mm oddają szybko ciepło, a złożony skład chemiczny dodatkowo zwiększa rys. 9. mikrostruktura stali 600dp. objętość względna: ferrytu ~66%, martenzytu ~33%, austenitu szczątkowego ~1% fig. 9. microstructure of steel 600dp. the relative volume of: ferrite – 66%, martensite ~ 33% and retained austenite ~1% rys. 10. mikrostruktura stali 800dp. objętość względna: ferrytu ~55%, martenzytu ~44%, austenitu szczątkowego ~1% fig. 10. microstructure of steel 800dp. the relative volume of: ferrite ~ 55%, martensite ~ 44% and retained austenite ~1% rys. 11. mikrostruktura stali 1000dp. objętość względna: ferrytu ~41%, martenzytu wysepkowego ~58%, austenitu szczątkowego ~1% fig. 11. microstructure of steel 1000dp. the relative volume of: ferrite ~ 41%, martensite ~ 58% and retained austenite ~1% tablica v. parametry spawania plazmowego paw table v. paw welding parameters rodzaj i natężenie prądu, a 30 dc(-) napięcie łuku, v 68,6 prędkość spawania, mm/s 2 natężenie przepływu gazu plazmowego, l/min 0,3÷0,5 natężenie przepływu gazu ochronnego, l/min 4÷6 rodzaj i średnica elektrody wolframowej, mm d 1,0, w + th kształt i wymiary dyszy plazmowej, mm d 11 tablica vi. parametry spawania tig table vi. tig welding parameters rodzaj i natężenie prądu, a 30 dc(-) napięcie łuku, v 11,5 prędkość spawania, mm/s 3 natężenie przepływu gazu ochronnego, l/min 4÷6 rodzaj i średnica elektrody wolframowej, mm d 1,6 w + th rys. 12. połączenie spawane ze stali litec 600dp: a) spawane metodą paw, b) spawane metodą tig. fig. 12. macrostructure of litec 600dp steel joints: a) paw welded, b) tig welded. a) b) 34 przegląd spawalnictwa 2/2013 hartowność, co przyczynia się do powstania struktury martenzytycznej. przykładowe, obserwowane mikrostruktury przedstawiono na rysunku 13. wyniki statycznej próby rozciągania złączy zawarto w tablicy vii. obserwowany jest wzrost wytrzymałości złącza spawanego wraz ze wzrostem wytrzymałości na rozciąganie materiału rodzimego. wyniki pomiarów twardości hv10 złączy spawanych przedstawiono na rysunku 14. wzrost twardości złącza spawanego ze stali litec 1000dp do poziomu 431 hv10 rys. 13. mikrostruktura złączy spawanych stali litec 1000dp: a) spoina złącza spawanego metodą paw (struktura ferrytyczno -perlityczna o cechach struktury widmannstattena) b) swc złącza spawanego metodą paw c) spoina złącza spawanego metodą tig (struktura widmannstättena z wydzieleniami martenzytu, d) swc złącza spawanego metodą tig (gruboiglasty martenzyt) fig. 13. mictrostructure of welded joints of litec 1000dp steel: a) weld in paw joint (ferritic – pearlitic structure with widmannstätten features, b) haz in paw joint, c) weld in tig joint (widmannstätten structure with isolated martensite, d) haz in tig joint (coarse and acicular crystals of martensite) tablica vii. wyniki badań statycznej próby rozciągania złączy spawanych table vii. the results of the static tensile test of welded joints oznaczenie właściwości mechaniczne gatunek stali umowna granica plastyczności rp0,2, mpa wytrzymałość na rozciąganie rm, mpa znak stali metoda spawania litec 600dp paw 377-405 615 litec 800dp paw 461-484 820 litec 1000dp paw 636-647 1009 litec 600dp tig 371-384 607 litec 800dp tig 456-469 806 litec 1000dp tig 611-627 1002 rys. 14. wyniki pomiarów twardości hv10 złączy spawanych a) ze stali litec 600 dp, b) ze stali litec 800 dp, c) ze stali litec 1000 dp fig. 14. results of hv10 hardness measurement for welded joints of: a) litec 600 dp steel, b) litec 800 dp steel, c) litec 1000 dp steel wskazuje na konieczność zmniejszenia szybkości chłodzenia po spawaniu. stal ta zawiera największą ilość mikrododatków stopowych, co może powodować podhartowania w strefie wpływu ciepła. złącza wykonane metodą tig charakteryzowały się wyższą twardością hv10 w spoinie niżeli spoiny w złączach wykonane metodą paw. zwiększona temperatura łuku plazmowego oraz koncentracja wiązki powoduje, że po spawaniu złącze stygnie z mniejszą prędkością niż w przypadku spawania tig, gdzie występuje mniejsza gęstość energii (rys. 12). podsumowanie dwufazowe stale zaliczane do grupy stali o wysokiej wytrzymałości, mając wyższą granicę plastyczności od niestopowych stali konstrukcyjnych zwykłej jakości przeznaczonych do spawania, cechują się umiarkowaną wartością równoważnika węgla ce, która może wskazywać na ich dobrą spawalność metalurgiczną. zastosowanie natężenia prądu spawania na poziomie 30÷35 a w metodzie tig do łączenia blach ze stali dp o grubości 1,2 mm bez materiału a) b) c) d) a) b) c) 35przegląd spawalnictwa 2/2013 podziękowanie praca została zrealizowana w ramach poddziałania 8.2.2 „regionalne strategie innowacji”, działania 8.2 „transfer wiedzy” priorytet viii „regionalne kadry gospodarki” pokl woj. lubuskie „stypendia naukowe dla doktorantów kształcących się na kierunkach uznanych za szczególnie istotne z punktu widzenia rozwoju województwa lubuskiego”. literatura [1] baryliszyn p., janus k., noack t., nowacki j.: neuartiges konzept zur schweißparameterregelung beim widerstandspunktschweißen, przegląd spawalnictwa 11/2011, s 21-28. [2] bhadeshia h.k.d.h.: application of phase transformation theory to welding, posco lectures, 16th february 2008. [3] hofmann h., mattissen d., schaumann t. w.: advanced cold rolled steels for automotive applications, steel research international, issue 1/2009 717. [4] konspekt ruukki, welding of dual phase steels, 2012. [5] krajewski s., nowacki j.: modelowanie właściwości dwufazowych stali dp z zastosowaniem sztucznej inteligencji, inżynieria materiałowa 6/2012. [6] lis a.k., gajda b.: modeling of the dp and trip microstructure in the cmnalsi automotive steel, journal of achievements in materials and manufacturing engineering, vol. 15, issue 1-2, 2006. [7] miernik k., bogucki r., pytel s.: wpływ temperatury hartowania na mikrostrukturę i własności mechaniczne stali dp. czasopismo techniczne – mechanika, (2-m/2009 zeszyt 6), (2009). [8] pn-en 10346:2011 wyroby płaskie stalowe powlekane ogniowo w sposób ciągły. warunki techniczne dostawy. dodatkowego umożliwia uzyskanie pełnego przetopu i wymaganej wartości umownej granicy plastyczności i wytrzymałości. z kolei wysoka jakość stali dp (niska zawartość węgla, siarki i fosforu) ma wpływ na niską wadliwość złączy. w strefie wpływu ciepła zaobserwowano wzrost twardości ponad 350 hv10, nawet do 440 hv10. dopuszczalna graniczna wartość twardości w strefie wpływu ciepła złącza stali dp wg pn-en 15614-1 [16] wynosi 450 hv. zmniejszenie energii liniowej spawania powinno wpłynąć na ograniczenie tej wartości. wzrost objętości względnej martenzytu w strefie wpływu ciepła w wyniku spawania stanowiący przyczynę wzrostu twardości w mikroobszarach jest efektem małej pojemności cieplnej blach o niewielkiej grubości i przez to dużej prędkości chłodzenia złącza po spawaniu. [9] pn-en 1321:2000 spawalnictwo. badania niszczące metalowych złączy spawanych. badania makroskopowe i mikroskopowe złączy spawanych. [10] pn-en 14175:2009 materiały dodatkowe do spawania – gazy i mieszany gazów do spawania i procesów pokrewnych. [11] pn-en 15614-1: specyfikacja i kwalifikowanie technologii spawania metali. badanie technologii spawania. część 1: spawanie łukowe i gazowe stali oraz spawanie łukowe niklu i stopów niklu. [12] pn-en 571-1:1999 badania nieniszczące – badania penetracyjne – zasady ogólne. [13] pn-en iso 16834:2012 pt. materiały dodatkowe do spawania – druty elektrodowe, druty, pręty i stopiwa do spawania łukowego w osłonie gazu stali o wysokiej wytrzymałości – klasyfikacja. [14] pn-en iso 4136:2011 badania niszczące złączy spawanych metali – próba rozciągania próbek poprzecznych. [15] pn-en iso 9015-2:2011 badania niszczące złączy spawanych metali – badanie twardości – część 2: badanie mikrotwardości złączy spawanych łukowo. [16] yi h. l., lee k. y., bhadeshi h. k. d. h.: stabilisation of ferrite in hot rolled δtrip steel, materials science and technology, vol. 27, no. 2/2011 528. przeglad welding tec nology re iew www.pspaw.ps.pl 201112_pspaw.pdf 26 przegląd spawalnictwa 12/2011 marek węglowski tomasz chmielewski krzysztof kudła ocena wydajności spawania niskoenergetycznego procesu speedroot w pozycji pg the capacity assessment of low energy  speedroot welding process in pg position  dr inż. marek węglowski – rywal-rhc, dr inż. tomasz chmielewski – politechnika warszawska, dr inż. krzysztof kudła – politechnika częstochowska. streszczenie w artykule przedstawiono wyniki badań, poświęconych porównaniu warunków spawania i właściwości technologicznych spawania złączy doczołowych innowacyjną niskoenergetyczną odmianą metody mag – speedroot w pozycji pg z tradycyjnym spawaniem metodą tig w pozycji pf. oceniono wydajność spawania obu procesów, charakterystyki dynamiczne źródeł zasilania oraz geometrię i budowę makrostrukturalną uzyskanych spoin. abstract the article presents the results of experimental studies of welding conditions and compared the properties of butt-welding technology using innovative low energy variant of the mag method – speedroot in the pg position with a conventional tig welding in the pf position. rated capacity of both welding processes, the dynamic characteristics of power sources and the macrostructure of obtained joints. wstęp jedną z istotniejszych właściwości spawalniczych źródeł zasilania jest ich przydatność technologiczna określona zdolnością do zapłonu, a następnie stabilnego palenia się łuku, wielkością i ilością rozprysku metalu podczas spawania (dotyczy metod spawania opartych na elektrodzie topliwej) oraz elastycznością łuku. przydatność ta jest wynikiem technologicznych właściwości źródeł spawalniczych określonych ich charakterystykami statycznymi i dynamicznymi. każda metoda spawania łukowego ma swoją specyfikę wynikającą z zakresu stosowanych parametrów, właściwości łuku (skład chemiczny przestrzeni łukowej, rodzaje elektrod itp.) oraz sposobów przechodzenia metalu w łuku, a tym samym stawia różne wymagania zasilaczom spawalniczym, zwłaszcza właściwościom dynamicznym. pod pojęciem stabilności procesu spawania rozumie się odporność źródła na różnego rodzaju zakłócenia wewnętrzne i/lub zewnętrzne, którym może ono ulegać w czasie spawania. tak więc, badanie stabilności spawania najczęściej ogranicza się do uzyskania dobrej jakości spoiny, przy praktycznie niezmieniającej się na całej długości geometrii spoiny (szerokości, wysokości lica, głębokości wtopienia). zgodnie z [10÷12], oceniana w ten sposób stabilność procesu spawania jest stabilnością technologiczną. rozwój nowych odmian metody mig/mag (speedup, stt, cmt, ac puls itp.) spowodował lepszą kontrolę nad ilością ciepła wprowadzaną do spoiny, poprawę jakości spoin, głębokości wtopienia oraz zwiększenie wydajności procesu spawania. przedstawione w artykule wyniki badań dotyczą jedynie metody mag w odmianie speedroot w pozycji pg. 27przegląd spawalnictwa 12/2011 badania eksperymentalne proces spawania speedroot jest nową odmianą metody mag przeznaczoną do spawania warstw graniowych w spoinach czołowych również cienkich blach podczas łączenia we wszystkich pozycjach spawalniczych. celem prowadzonych badań było porównanie spawania w pozycji pg metodą speedroot z metodą tig w pozycji pf, pod względem podstawowych właściwości spoin oraz wydajności spawania. badania wykonano częściowo w laboratorium zakładu inżynierii spajania pw oraz w firmie dantherm filtration. analizie poddano właściwości dynamiczne źródeł zasilania, w tym głównie rejestrowano przebiegi prądu spawania i napięcia łuku, które odnoszono do geometrii uzyskanych spoin. w ramach badań wykonano złącza doczołowe ze stali stopowej 1.4301. do spawania metodą mag-speedroot zastosowano drut spawalniczy w gatunku g19 9lsi (wg pn-en iso 14343) marki most o średnicy 1 mm, jako gazu osłonowego użyto mieszanki cronigon s2 grupa m13 (wg pn-en iso 14175:2008), natomiast w metodzie tig zastosowano spoiwo o średnicy 1,2 mm g19 9lsi (wg pn-en iso 14343) marki most oraz argon jako gaz osłonowy (i1 wg pn-en iso 14175:2008). badanie wydajności spawania poszczególnych odmian metody mag oraz tig prowadzono w warunkach produkcyjnych, a uzyskane wyniki porównywano z uzyskaną wydajnością podczas spawania próbki wzorcowej wykonanej metodą tig. próby spawania wykonano ręcznie z zastosowaniem zbliżonych parametrów spawania (prąd spawania ok. 75 a). do badań wytypowano urządzenia firmy lorch: saprom s (mag speedroot) oraz t220 (tig). na podstawie uzyskanych wyników opracowano i wdrożono technologię spawania innowacyjnego filtra dla przemysłu spożywczego, wykonanego ze stali 1.4301. filtr składał się z 4 podzespołów o długości 13 m każdy, mających po zmontowaniu łączną wysokość blisko 10 m i całkowitą masę ok. 18 000 kg (rys. 3) tworząc 11 szczelnie oddzielonych sekcji, dostosowanych do pracy w warunkach ciśnienia dochodzącego do 7 kpa i jednorazowo wytrzymujących eksplozję pyłu skutkującą chwilowym wzrostem ciśnienia do 20 kpa. przedmiotem prób było porównanie podstawowych właściwości spoin oraz wydajności spawania, jak również wdrożenie wybranej metody do produkcji przemysłowej. jedną z aplikacji metody speedroot było jej wdrożenie w firmie dantherm filtration, która otrzymała zamówienie od klienta na zaprojektowanie i zbudowanie filtra do wychwytywania pyłu kawy z blachy 1.4301. pył ten ma szczególnie dużą skłonność do zawieszania i tworzenia tzw. mostków. w związku z tą szczególnie kłopotliwą cechą pyłu kawy i ogólnymi wymaganiami dotyczącymi urządzeń dla przemysłu spożywczego, konieczne było całkowite przeprojektowanie filtra. przy współpracy z politechniką warszawską i firmą rywal-rhc, przyjęto koncepcję zastąpienia spoin pachwinowych przez spoiny czołowe, których lico następnie zeszlifowano i wypolerowano. wstępnie zaplanowano spawanie spoin czołowych metodą tig, jednak po wstępnej analizie podjęto wysiłek przeprowadzenia prób porównawczych metody tig i innowacyjnej metody speedroot. na potrzeby eksperymentu zaprojektowano, a następnie wykonano stanowisko badawcze (rys. 1 i 2). jednocześnie opracowano i wdrożono technologię spawania blach 1.4301 w złączach doczołowych w pozycjach pg i pf. podczas badań obydwu metod zastosowano ręczne spawanie, które również stosowano w rzeczywistych warunkach prefabrykacji filtra. ocenę dynamicznych właściwości źródeł zasilania przeprowadzono na podstawie analizy zarejestrowanych czasowych przebiegów napięcia i prądu spawania. podczas badań wykonywano spoiny czołowe o długości ok. 1500 mm. parametry spawania przedstawiono w tablicy i. do prób spawania wykorzystano próbki z blachy 1.4301 o długości 1500 ± 5 mm, szerokości 500 ± 2 mm i grubości 2 mm. powierzchnia próbek była metalicznie czysta oraz wolna od zanieczyszczeń. rys. 1. stanowisko badawcze zastosowane do badań porównawczych procesów tig i speed root fig. 1. the comparable testing station for tig and speedroot process rys. 2. spawalnicze stanowisko badawcze z wykorzystaniem manipulatora postępowego podczas rejestracji przebiegów prądowo-czasowych fig. 2. welding testing station with lineal manipulator during timecurrent characteristic recording 28 przegląd spawalnictwa 12/2011 odniesieniem wydajności spawania dla ocenianych spoin była wykonana wcześniej spoina wzorcowa, standardową metodą tig w pozycji pf. podstawowym parametrem spawania porównywalnym dla wszystkich przypadków był prąd spawania o wartości ok. 75 a (tabl. i). pozostałe parametry w metodzie speedroot dobierano automatycznie przez system synergicznego sterowania urządzenia spawalniczego. prędkość spawania dobierano w taki sposób, aby nominalna grubość spoiny była zbliżona do spoiny próbki wzorcowej z pełnym przetopem. w tablicy ii przedstawiono zarejestrowane przebiegi dynamiczne prądowo-czasowe oraz makrostruktury przekroju poprzecznego spoin. z przprowadzonych eksperymentów wynika, że w obu metodach uzyskano prawidłowe złącza. w procesie tig szerokość spoiny oraz swc były większe niż przy zastosowaniu metody speedroot. wynika to z większych prędkości spawania w metodzie speedroot niż w metodzie tig. odkształcenia spoin wykonanych metodą speedroot spowodowane naprężeniami własnymi również były zdecydowanie mniejsze niż w metodzie tig. po przedstawieniu wstępnych wyników badań firmie dantherm filtration podjęto decyzję o wdrożeniu metody speedroot do produkcji i wykonanie prób już na budowanym filtrze. próby w warunkach przemysłowych również dały pozytywny wynik. wydajność spawania metodą speedroot była pięciokrotnie większa niż tig, dodatkowym walorem było znaczne ograniczenie odkształceń spawalniczych, które są trudne do kontrolowania w przypadku cienkościennych konstrukcji wielkogabarytowych (rys. 3 i 4). duże znaczenie na decyzję inwestora o wdrożeniu miała również innowacyjność niskoenergetycznego procesu mag speedroot-lorch. nowa odmiana metody mag jest oparta na znanym od lat 80. xx w. procesie przechodzenia kropli przy udziale sił pochodzących od napięcia powierzchniowego. urządzenia starsze bazowały na tzw. hardware, co podnosiło znacznie cenę w stosunku tablica i. parametry spawania w pozycji przymusowej metodami tig i speedroot table i. tig and speedroot in the forced position welding process parameters metoda prąd spawania a napięcie łuku v prędkość posuwu drutu m/min prędkość spawania cm/min gaz osłonowy l/min pozycja spawania tig 75 14 6,5 10, argon pf speedroot 75 16 3,5 30,0 10, 98%ar/2%o2 pg tablica ii. charakterystyki dynamiczne oraz makrostruktury spoin wykonanych metodami tig i speedroot table ii. dynamic characteristics and macrostructures of joint made using tig and speedroot method metoda spawania przebiegi prądowo-czasowe makrostruktura przekroju poprzecznego napoin t ig d c s pe ed r oo t rys. 3. część filtra wykonanego metodą speedroot fig. 3. a part of filter made using speedroot method 29przegląd spawalnictwa 12/2011 do urządzeń mag standard, przez co ograniczało ich dostępność. konstruktorzy firmy lorch zastosowali inne podejście, tzw. software’owe na którym oparta jest opracowana metoda speedroot. oprócz programu sterującego zaprojektowano funkcje synergiczne, dzięki którym po wprowadzeniu do urządzenia takich danych jak rodzaj drutu spawalniczego, jego średnica oraz rodzaj gazu osłonowego, dobierane są parametry spawania za pomocą jednego regulatora pokrętłem, ustawiając jedynie prąd spawania. reszta parametrów takich jak napięcie łuku, posuw drutu elektrodowego i inne wielkości opisowe dobierane są synergicznie przez system sterowania urządzenia. w procesie speedroot po zwarciu drutu elektrodowego z materiałem spawanym prąd spawania gwałtownie rośnie do momentu utworzenia minimalnego przewężenia ciekłego metalu (łączącego koniec elektrody z jeziorkiem spawalniczym). zerwanie mostka i transport kropli następuje na skutek działania sił pochodzących od napięcia powierzchniowego już przy niskim prądzie, co skutkuje bezrozpryskowym przejściem metalu, jak w klasycznym procesie mag standard. kolejny w cyklu pik prądu powoduje rozgrzanie końcówki drutu elektrodowego, który tworzy stosunkowo dużą kroplę, tak aby przy następnym cyklu jak najwięcej materiału dodatkowego przeszło do spoiny, przy jednocześnie niskim jego utlenieniu i naazotowaniu. w badanych urządzeniach do spawania metodą speedroot zastosowano wiele nowoczesnych rozwiązań. jedną z ważniejszych cech tego typu urządzeń jest duża częstotliwość taktowania procesorów, które pozwalają prawidłowo i szybko reagować układowi sterowania i regulacji. układy te na bieżąco sprawdzają warunki procesu spawania i odpowiednio reagują na np. wydłużający się czas zwarcia lub zmianę długości łuku spawalniczego, aby zachować stabilne przechodzenie materiału do spoiny. dzięki temu przy wystąpieniu różnego typu zakłóceń urządzenie szybko reaguje ograniczając ryzyko powstawania niezgodności spawalniczych. dodatkową zaletą metody speedroot w porównaniu do rozwiązań z lat 90. jest to, iż na tej samej konstrukcji może pracować jednocześnie kilka źródeł prądu bez wzajemnego zakłócania się, jak to ma miejsce podczas spawania innymi niskoenergetycznymi odmianami mag bazującymi na dodatkowym pomiarze napięcia. wymieniona cecha była jednym z ważniejszych czynników branych pod uwagę w firmie dantherm filtration, aby była możliwość zastosowania kilku stanowisk na jednym odcinku wzajemnie nie zakłócających się. zastosowane w ramach badań urządzenie saprom s firmy lorch jest uniwersalnym źródłem energii spawania dla różnych odmian metody mag. oprócz oprogramowania speedroot specjalizowanego do spawania jednościegowych spoin pionowych, warstw graniowych i przetopów, może być jednocześnie stosowane oprogramowanie speedup do wykonywania wypełnienia w pozycji pioniowej pf i inne jak mag standard, speedpulse, speedarc – te dwie ostatnie dają możliwość spawania drutem pełnym z dużo większymi prędkościami spawania niż w klasycznym mag standard oraz bezrozpryskowo. rys. 4. zasadnicza część filtra podczas montażu przy zastosowaniu metody speedroot fig. 4. the main part of filter in the montage process with the use of speedroot method podsumowanie w pracy przedstawiono wyniki analizy i porównania podstawowych właściwości wybranych spawalniczych źródeł energii elektrycznej z wewnętrzną przemianą częstotliwości. badano jedno z nowszych urządzeń do spawania łukowego o zewnętrznych napięciowych charakterystykach statycznych. wyniki badań posłużyły do wdrożenia nowej metody spawania speedroot w procesie produkcyjnym. zastosowanie tej metody umożliwiło uzyskanie blisko pięciokrotnie większej wydajności spawania niż w porównywanym procesie spawania tig. uzyskano złącza wolne od rozprysków oraz o prawidłowym przetopie, przy ograniczonej deformacji złącza spawanego. metoda ta jest również wprowadzana do przemysłu związanego z obróbką rur, gdzie jednym urządzeniem wykonuje się warstwę przetopową graniową metodą speedroot, a następnie tym samym urządzeniem po przełączeniu na inną funkcje robi się wypełnienie np. drutami pełnymi lub proszkowymi. 30 przegląd spawalnictwa 12/2011 literatura [1] kolasa a.: właściwości dynamiczne źródeł energii elektrycznej do spawania łukowego oraz kryteria ich oceny, prace naukowe politechniki warszawskiej, warszawa 1990. [2] pakos r.: ocena stabilności procesu napawania metodą mag drutem pełnym i proszkowym, przegląd spawalnictwa nr 9-10/2003. [3] dobaj e.: maszyny i urządzenia spawalnicze, wydawnictwa naukowo-techniczne, warszawa, 1998. [4] kang m. j., kim y., ahn s., rhee s.: spatter rate estimation in the short-circuit transfer region of gmaw, welding journal no. september 2003. [5] słania j.: badania półautomatów do spawania metodą mig/ mag prowadzone w laboratorium badawczym spawalnictwa, biuletyn instytutu spawalnictwa nr 2/1995. [6] lucas b., melton e. i. g.: let’s get technical – choosing an arc welding power source, welding & metal fabrication, may 1999. [7] kang y.h., na s.j.: a study on modeling of magnetic arc deflection and dynamic analysis of arc sensor, welding journal no. january 2002. [8] kensik r.: eksploatacja urządzeń spawalniczych, część i źródła spawalnicze, wydawnictwo politechniki częstochowskiej, częstochowa 1995. [9] węglowski m., kolasa a., cegielski p.: ocena stabilności procesu ręcznego spawania łukowego elektrodami otulonymi, przegląd spawalnictwa, nr 1/2006. [10] węglowski m.: badania właściwości spawalniczych źródeł energii elektrycznej z wewnętrzną przemianą częstotliwości, rozprawa doktorska, warszawa 2008. [11] węglowski m., chmielewski t., kudła k.: porównanie wybranych właściwości nowoczesnych spawalniczych inwertorowych źródeł energii przeznaczonych do spawania metodą mag, 51 naukowo-techniczna konferencja spawalnicza, dębe 22-24.10.2009. [12] węglowski m., chmielewski t.: badania właściwości urządzeń z wewnętrzną przemianą częstotliwości przeznaczonych do spawania metodą mag, xvii międzynarodowa konferencja spawalnicza energetyków, opole – turawa, 20-23 kwietnia 2010. [13] węglowski m., chmielewski t.: efektywność spawania w odmianach metody mag na podstawie wybranych właściwości spawalniczych, i konferencja polskiej izby producentów urządzeń i usług „nowoczesne technologie obróbki metali”, bydgoszcz, 31 marca – 1 kwietnia 2011. [14] katalog rywal-rhc, wydanie trzecie, toruń 2011. ps 7 2018 www 00 46 przegląd spawalnictwa vol. 90 7/2018 odporność odlewniczego stopu magnezu az91 na korozję elektrochemiczną resistance of cast az91 magnesium alloy to electrochemical corrosion mgr inż. katarzyna łyczkowska – politechnika śląska. autor korespondencyjny/corresponding author: katarzyna.lyczkowska@polsl.pl streszczenie w artykule przedstawiono wyniki testów odporności na korozję elektrochemiczną odlewniczego stopu magnezu az91. obserwacjom poddano materiał rodzimy i złącza spawane wykonane metodą tig (141). jako kryterium odporności na korozję elektrochemiczną przyjęto ubytek masy i czas korozji przy określonych stężeniach roztworu kwasu h2so4. stwierdzono, że wzrost stężenia roztworu kwasu wpływa znacząco na szybkość korozji stopu powodując tym samym większą degradację jego powierzchni i większy ubytek masy. zauważono również, że prędkość korozji maleje w przypadku wydłużenia czasu eksperymentu. po czasie 72 h prędkość ta spada poniżej 0,1g/(cm2•doba), co spowodowane jest hamowaniem korozji w wyniku zobojętniania się roztworu kwasu. słowa kluczowe: stop magnezu az91; spawanie; odporność korozyjna abstract the article presents the results of az91 cast magnesium alloy resistance to electrochemical corrosion. the basic material and welding joints obtained by tig method (141) were evaluated. the mass loss and corrosion time at specific concentrations of the h2so4 acid solution were assumed as a criterion of resistance to electrochemical corrosion. it was found that an increase in the acid solution concentration significantly affects the rate of corrosion of alloy, thus causing a greater degradation of its surface and a higher mass loss. it was also noticed that the corrosion rate decreases when the experiment time is extended. after 72 h, this speed drops below 0.1 g/(cm2•day), which is caused by the inhibition of the corrosion as a result of the neutralization of the acid solution. keywords: az91 magnesium alloy; welding; corrosion resistance wstęp ze względu na konieczność stosowania lekkich elementów konstrukcyjnych w przemyśle lotniczym i motoryzacyjnym stopy magnezu od lat cieszą się sporym powodzeniem. wysoki stosunek wytrzymałości materiału do masy i przewodności cieplnej umożliwia przenoszenie podobnych obciążeń statycznych czy dynamicznych w porównaniu np. do stali. stopy na bazie magnezu dzieli się na dwie grupy: odlewnicze oraz do przeróbki plastycznej. najpopularniejszym, jak również najczęściej stosowanym odlewniczym stopem magnezu jest az91 zawierający aluminium (do 9%), cynk (do 1%) i mangan (do 0,35%). zawartość aluminium w stopach magnezu zwiększa wytrzymałość na rozciąganie i twardość, dodatkowo poprawia lejność stopów oraz zwiększa różnicę pomiędzy temperaturą likwidus i solidus. cynk dodany w ilości do 1% zwiększa wytrzymałość na rozciąganie w temperaturze pokojowej, a także zmniejsza rozpuszczalność aluminium w roztworze stałym. technologie spawalnicze w stopach magnezu są stosowane do łączenia elementów ze stopów przerabianych plastycznie oraz do łączenia odlewów w konstrukcje. wykorzystuje się je także do naprawy wad w odlewach powstałych w procesie odlewania lub w wyniku obróbki mechanicznej, katarzyna łyczkowska przeglad welding technology review jak również do regeneracji zużytych odlewów. złącza wykonywane ze stopów magnezu powinny mieć odpowiednie właściwości, aby móc spełniać wymogi stawiane konstrukcjom. przy spawaniu stopów magnezu występują trudności związane z właściwościami metalurgicznymi, m.in.: składem chemicznym, dużym przewodnictwem cieplnym, dużym powinowactwem magnezu do tlenu i tworzeniem się tlenku mgo, niską temperaturą parowania stopów oraz szerokim zakresem temperatury pomiędzy temperaturą likwidus i solidus, które decydują o pękaniu materiału. kolejne trudności wpływające na spawalność odlewniczych stopów magnezu to czynniki konstrukcyjne tj.: rozwiązanie konstrukcyjne odlewu, różnice w grubościach ścianek, stopień złożoności odlewu, sztywność odlewu oraz obecność karbów. dodatkowo na spawalność wpływ mają czynniki technologiczne, czyli metoda i warunki spawania. decydują one o ilości wprowadzonego ciepła oraz o szybkości chłodzenia spoiny i strefy wpływu ciepła. wraz ze wzrostem energii liniowej łuku wzrasta objętość jeziorka ciekłego metalu spoiny oraz szerokość strefy wpływu ciepła. powoduje to zmianę warunków krystalizacji w spoinie i cyklu cieplnego podczas spawania [1÷9]. doi:.http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v90i7 .940 47przegląd spawalnictwa vol. 90 7/2018 rys. 1. złącza spawane i napoiny odlewniczego stopu magnezu az91 – widok od strony lica fig. 1. joints and pad welds in magnesium alloy az91 casting alloys – view from the face rys. 2. wyniki badań odporności na korozję elektrochemiczną złączy spawanych stopu az91 w roztworach kwasu h2so4: a) ubytek masy próbki w funkcji czasu badania, b) szybkość korozji w funkcji czasu fig. 2. the results of electrochemical corrosion resistance of az91 alloy welding joints in h2so4 acid solutions: a) weight loss of the sample as a function of test time, b) corrosion rate as a function of time tablica i. skład chemiczny stopu magnezu az91 table i. chemical composition of az91 magnesium alloy przegląd literatury wskazuje na wiele problemów związanych z naprawą odlewów ze stopów magnezu technikami spawalniczymi, jednak z coraz większym powodzeniem wykorzystuje się je w przemyśle. dodatkowo, zapotrzebowanie na produkcję odlewów ze stopów mg przypisuje się pozytywnym wynikom umożliwiającymi rozwiązanie problemów korozyjnych, dzięki wytworzeniu stopów o wysokiej czystości chemicznej, co pozwala na dłuższą eksploatację odlewanych elementów. niestety brak jest informacji na temat właściwości złączy spawanych z odlewniczych stopów magnezu pracujących w agresywnym środowisku korozyjnym. istnieje zatem konieczność określenia tych właściwości w symulowanych warunkach eksploatacji [10÷12]. materiał do badań i metodyka próby technologiczne napawania i spawania przeprowadzono na płytach próbnych ze stopu az91 o grubości 5 mm wyciętych z odlewów. przetopienia wykonano metodą tig (141) z zastosowaniem materiału dodatkowego o zbliżonym składzie chemicznym. w tym celu wykorzystano źródło faltig 400 ac/dc, stosując natężenie prądu o wartości 100 a i napięcie łuku równe 14 v. jako gaz osłonowy zastosowano argon techniczny 99,995 o natężeniu przepływu 10 l/min. skład chemiczny badanego materiału przedstawiono w tablicy i. w kształcie prostopadłościanów o wymiarach 10x10x10 mm (1cm3) wycięte z materiału rodzimego oraz spoiny szlifowane były na papierach ściernych o ziarnistości 600 µm, odtłuszczane i płukane w alkoholu. następnie próbki były ważone, co pozwoliło na ustalenie ich masy początkowej m0. osuszone i zważone próbki były zanurzane w 50 cm3 roztworu testowego przez 1, 3, 24, 48, 72 i 120 h. po ich wyjęciu, usuwano produkty korozji w roztworze zawierającym 200 g/l cro3 i 10 g/l agno3 przez 2-5 minut. po usunięciu produktów korozji, próbki przemywano wodą destylowaną, odtłuszczano w alkoholu i ponownie ważono, ustalając ich masę m1. dla każdego z wariantów wykonano po 3 pomiary, których wyniki uśredniono. szybkość korozji vkor obliczono ze wzoru: (1) gdzie: δm – ubytek masy, δm = m0-m1 [g], a – pole powierzchni próbki [cm2], t – czas zanurzenia próbki w roztworze [h]. wyniki badań jako kryterium odporności na korozję elektrochemiczną przyjęto ubytek masy dla materiału rodzimego przy określonym stężeniu roztworu kwasu. do tej wartości odnoszone były wyniki testu dla próbek ze spoiny złącza płyty próbnej. podobną metodykę przyjęto do oceny szybkości korozji spoiny. wyniki pomiarów ubytku masy oraz obliczeń prędkości korozji w formie graficznej pokazano na rysunku 2. stop pierwiastek stopowy, % mg al zn mn az91 reszta 9,0 0,7 0,29 do oceny odporności na korozję elektrochemiczną złączy spawanych płyt próbnych ze stopu magnezu zastosowano test zanurzeniowy. test prowadzono w temp. 20 °c, w roztworze h2so4 o różnych stężeniach (1%, 5% i 10%). próbki vkor = [ ] δm g a•t cm2•h ∆ m , % v ko r, g/ (c m 2 • do ba ) czas, h czas, h az91 az91 48 przegląd spawalnictwa vol. 90 7/2018 roztwór 1%, t=1h roztwór 1%, t=120h roztwór 10%, t=1h roztwór 10%, t=120h m at er ia ł r od zi m y s po in a rys. 3. powierzchnia złączy spawanych stopu az91 po badaniach odporności na korozję elektrochemiczną w roztworze kwasu h2so4 fig. 3. the surface of welding jonits of the az91 alloy after electrochemical corrosion resistance tests in h2so4 acid solution rys. 4. wyniki badań materiału rodzimego i złącza spawanego ze stopu az91 po 120 h badania odporności korozyjnej w 5% roztworze kwasu h2so4: a) analiza fazowa xrd produktów korozji, b) warstwa produktów korozji, lm, c) mikroanaliza składu chemicznego produktów korozji na powierzchni fig. 4. the results of test of basic material and welding joint in az91 alloy after 120 hours of corrosion resistance in 5% h2so4 acid solutions: a) xrd phases analysis for corrosion products, b) corrosion products layer, lm, c) microanalysis of chemical composition of corrosion products on the surface analiza zmian masy w czasie (przez 120 h) próbek wyciętych z materiału rodzimego i spoiny złącza spawanego ze stopu az91 po zanurzeniu w 1% roztworze h2so4 wskazuje, że spoina i materiał rodzimy charakteryzują się podobną odpornością na korozję elektrochemiczną (rys. 2a). ubytek masy próbki wyciętej z materiału rodzimego jest w za kresie od 3 do 7%, a spoiny od 4 do 6%. rozkłady zmian masy próbek wskazują, że w początkowym okresie (do ok. 1 h) następuje przyrost produktów korozji, co związane jest z ubytkiem masy, odpowiednio dla materiału rodzimego 3% i 4% dla spoiny. po 6 h masa produktów korozji jest na stałym poziomie (rys. 2a). potwierdzają to wyniki obliczeń szybkości korozji (rys. 2b). szybkość korozji narasta do poziomu 0,3 g/(cm2•doba) po 1 h, a podczas dalszego wytrzymania próa) b) c) 2 49przegląd spawalnictwa vol. 90 7/2018 bek w roztworze zmniejsza się do zera (rys. 2b). zwiększenie stężenia roztworu kwasu h2so4 do 5% powoduje wzrost ubytku masy spoiny i materiału rodzimego do poziomu ok. 18% po 1 h. po upływie 120 h ubytek masy zawiera się w zakresie od 15% do 25% dla materiału rodzimego oraz odpowiednio od 18% do 24% dla spoiny (rys. 2a). również w tym przypadku największa szybkość korozji jest po 1 h i wynosi zarówno dla spoiny, jak i materiału rodzimego 1,6 g/(cm2•doba). szybkość ta po 6 h testu spada odpowiednio do 0,4 g/(cm2•doba) dla materiału rodzimego i 0,2 g/(cm2•doba) dla spoiny, a następnie jest bliska zeru (rys. 2b). korozja spoiny i materiału rodzimego złącza stopu az91 w roztworze 10% kwasu h2so4 powoduje znaczący ubytek masy próbki zarówno ze spoiny (23%), jak i z materiału rodzimego (34%) już po 1 h testu (rys. 2a). szybkość korozji jest większa dla materiału rodzimego i wynosi 2,9 g/(cm2•doba), a w spoinie 2,4 g/(cm2•doba). obserwacja materiału po 6 godzinach dowodzi, że szybkość korozji materiału rodzimego spada do 0,5 g/(cm2•doba) i odpowiednio w spoinie 0,7 g/ /(cm2•doba). w dalszym okresie badań (do 120 h) szybkość korozji materiału rodzimego i spoiny jest bliska zeru (rys. 2b). analiza ilości produktów korozji ujawnia, że przy tak dużym stężeniu roztworu kwasu h2so4 (10%) rozrzut wyników uniemożliwia porównanie odporności korozyjnej materiału rodzimego i spoiny. należy przyjąć, że jednocześnie materiał rodzimy (stop az91), jak również jego złącza w 10% stężeniu kwasu h2so4 są nieodporne na korozję elektrochemiczną. do oceny produktów korozji wykonano badania makrograficzne próbek przed chemicznym oczyszczeniem ich powierzchni. wyniki obserwacji na mikroskopie stereoskopowym dla próbek z materiału rodzimego i ze spoiny złączy spawanych stopów magnezu zanurzanych w 1% i 10% roztworach kwasów h2so4 odpowiednio przez 1 h i 120 h pokazano na rysunku 3. powierzchnia próbki materiału rodzimego ze stopu az91 po zanurzeniu w 1% roztworze h2so4 przez 1 h pokryła się nierównomiernym szarym nalotem, natomiast po 120 h powierzchnia była pokryta jasną warstwą z nieregularnymi ciemnymi obszarami. również po badaniu odporności korozyjnej stopu az91 w roztworze kwasu o stężeniu 10%, po 1 h próbka pokryła się szarym nalotem z widocznymi punktami o kolorze metalicznym, natomiast po 120 h ujawniono jasny nalot z dużą ilością ciemnych plam. podobne produkty korozji ujawniono na powierzchni próbek pobranych z obszaru spoiny złącza próbnego. jednak w przypadku testu w 10% roztworze h2so4 przez 120 h próbka pobrana ze spoiny uległa znacznemu roztworzeniu. uzupełnieniem wyników badań metalograficznych powierzchni próbek po ocenie odporności na korozję elektrochemiczną były badania metalograficzne złącza stopu az91 po 120 h testu odporności korozyjnej w 5% h2so4 oraz wyniki mikroanalizy składu chemicznego eds i wyniki analizy fazowej xrd produktów korozji (rys. 4). analiza profilu próbki materiału rodzimego stopu az91 na zgładzie poprzecznym ujawniła silne rozwinięcie powierzchni charakterystyczne dla procesu rozpuszczania (5% roztwór h2so4) (rys. 4b). głębokość wżerów korozyjnych była na poziomie 250 µm, a na ich powierzchni obserwowano produkty korozji (rys. 4c). mikroanaliza składu chemicznego eds wykazała, że są to produkty bogate w magnez, tlen, aluminium i siarkę, natomiast wyniki rentgenowskiej analizy fazowej wskazują, że produktami korozji są głównie wodorotlenki mg(oh)2, mg2al(oh)7 oraz faza o wzorze stechiometrycznym mg41,9al59,9 (rys. 4a). literatura [1] johnston s., shi z., atrens a.: the influence of ph on the corrosion rate of high-purity mg, az91 and ze41 in bicarbonate buffered hanks’ solution, corrosion science, 101, 2015, pp. 182-192. [2] klag o., wagner g., eifler d.: mechanical properties of friction stir welded mg/mg(-) and mg/al-joints. advanced engineering materials 12, 2010, pp. 1212-1219. [3] adamiec j.: the influence of construction factors on the weldability of az91e alloy, archives of metallurgy and materials 56, 2011, pp. 769-778. [4] zettler r., da silva m., rodrigues s., blanco a., dos santos j. f.: dissimilar al to mg alloy friction stir welds. advanced engineering materials 8, 2006, pp. 415-421. [5] zhang t., meng g., shao y., cui z., wang f.: corrosion of hot extrusion az91 magnesium alloy, part ii: effect of rare earth element neodymium (nd) on the corrosion behavior of extruded alloy, corrosion science 53, 2011, pp. 2934-2942. [6] kierzek, j. adamiec: evaluation of susceptibility to hot cracking of magnesium alloy joints in variable stiffness condition, archives of metallurgy and materials 56, 2011, pp. 759-767. podsumowanie przeprowadzone wstępne próby spawania i napawania odlewniczych stopów magnezu wykazały w przypadku spawania stopu az91 nieliczne pęknięcia i pęcherze na powierzchni spoiny. stwierdzono, że stopy z grupy mg-al należy zaliczyć do trudno spawalnych, ze względu na ujawnione pęknięcia. potwierdzają to informacje z odlewni o problemach spawalniczych związanych z naprawą odlewów z tych stopów. wyniki badań odporności na korozję elektrochemiczną w roztworach kwasu h2so4 materiału rodzimego i spoiny złączy spawanych stopów magnezu wskazują, że im wyższe stężenie roztworu, tym większa szybkość korozji oraz większy ubytek masy. szybkość korozji próbek maleje wraz z czasem eksperymentu zarówno dla materiału rodzimego, jak i spoiny. po 72 godzinach szybkość korozji spada poniżej 0,1g/(cm2•doba). jest to spowodowane hamowaniem reakcji korozji w wyniku zobojętniania się roztworu testowego. artykuł.zrealizowany.w.ramach.iv.kon-ferencji „osiągnięcia.studenckich.kół.naukowych.uczelni.technicznych.–.stuknut’18” . [7] huang j.: corrosion behavior of az91 magnesium alloy for automobile engine, jinshu rechuli/heat treatment of metals, 2014. [8] stopyra m., adamiec j.: microstructural stability of long-term annealed az91 magnesium alloy weld joint, vol. 782, 2014. [9] abderrazak k., salem w. b., mhiri h., bournot p., autric m.: nd:yag laser welding of az91 magnesium alloy for aerospace industries. metallurgical and materials transactions b. 40, 2009, pp. 54-61. [10] białobrzeski a., czekaj e., heller m.: właściwości korozyjne stopów aluminium i magnezu przetwarzanych technologią odlewania ciśnieniowego, archiwum odlewnictwa. 2, 2002, s.1642-5308. [11] adamiec j., roskosz s., jarosz r.: repair of magnesium alloy castings by means of welding and pad welding, journal of achievements in materials and manufacturing engineering. 22, 2007, pp. 21-24. [12] kacalak w., szafraniec f.: metodyka doboru właściwości ściernic hybrydowych do obróbki stopów metali lekkich, mechanik 90, s. 903-905, 2017. ps 5 2017 www 1 23przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 spawanie hybrydowe laser + mag   elementów urządzeń dźwigowych  wykonanych ze stali ulepszonej cieplnie s960ql  hybrid laser+mag welding of lifting equipment elements made of s960ql quenched and tempered steel dr inż. marek banasik; dr hab. inż. eugeniusz turyk; mgr inż. michał urbańczyk – instytut spawalnictwa, gliwice. autor korespondencyjny/corresponding author: marek.banasik@is.gliwice.pl streszczenie w artykule opisano zalety metody spawania hybrydowego laser+mag. przedstawiono wyniki badań spawania hybrydowego złączy doczołowych 5 + 5 i 5 + 7 mm ze stali s960ql oraz wyniki badań wytrzymałości, udarności i twardości uzyskanych złączy. badanie złącza doczołowego blach o grubości 5 + 7 mm wykazało, że spełnia ono wymagania pn-en iso 15614-14. słowa kluczowe: spawanie hybrydowe laser + mag; złącza doczołowe; stal s960ql abstract the article describes the advantages of laser + mag hybrid welding method. the results of research hybrid welding of 5 + 5 and 5 + 7 mm butt joints s960ql steel and strength and toughness tests of obtained joints were presented. testing of 5 + 7 mm thick butt joints showed that it meets the requirements of the pn-en iso 15614-14 standard. keywords: laser + mag hybrid welding; butt joints; s960ql steel wstęp proces spawania hybrydowego laser + mag jest jedną z odmian procesu określanego w literaturze anglojęzycznej jako hlaw (hybrid.laser.arc.welding), tj. procesu, który polega na jednoczesnym wykorzystaniu dwóch źródeł ciepła – wiązki promieniowania laserowego i łuku elektrycznego, które w procesie spawania tworzą jedno wspólne jeziorko spawalnicze (rys. 1a). metoda hybrydowa laser + mig/mag jest procesem intensywnie badanym, rozwijanym i wdrażanym na przestrzeni ostatnich kilkunastu lat. zainteresowanie tą właśnie metodą hybrydową i jej rozwój wynikają z faktu, że spawanie hybrydowe laser + mag/mig jest wysokowydajnym jednościegowym procesem spawania, który może być zastosowany w dużym zakresie grubości łączonych elementów wykonanych z różnych gatunków stali. proces ten, w odróżnieniu od spawania laserowego, stwarza również możliwość modyfikacji składu chemicznego spoiny i w wielu przypadkach rozwiązuje problem spawania elementów przygotowanych do spawania z odstępem większym niż wymagany przy spawaniu laserowym. wdrażanie tej metody do produkcji ułatwia fakt, że do konstrukcji stanowisk do spawania hybrydowego metodą laser + mig/mag są wykorzystane podzespoły seryjnie wytwarzane przez producentów laserów, półautomatów mig/mag, manipulatorów spawalniczych (robotów i stanowisk sterowanych numerycznie). marek banasik, eugeniusz turyk, michał urbańczyk przeglad welding technology review w metodzie tej mogą być również wykorzystane standardowe, popularne druty elektrodowe (lite i proszkowe) oraz standardowe mieszanki osłonowe stosowane w metodach mig/mag [1÷8]. schemat metody hybrydowej laser + mag, jej zalety i różnice pomiędzy tradycyjną metodą spawania mag a metodą hybrydową pokazano na rysunku 1a i 1b. typowy kształt spoiny uzyskanej w procesie spawania hybrydowego przedstawia rysunek 1c. proces spawania hybrydowego jest wykorzystywany do spawania różnych gatunków stali konstrukcyjnych niestopowych i niskostopowych o podwyższonej wytrzymałości, stali do pracy w podwyższonych temperaturach i innych. metodę hybrydową laser + mag stosuje się do spawania złączy o grubości od kilku do kilkunastu milimetrów zarówno w konstrukcjach niewielkich rozmiarów, jak i w konstrukcjach wielkogabarytowych [9÷12]. jednym z obszarów produkcji, w którym prowadzi się intensywne badania i pojawiają się wdrożenia metody hybrydowej laser + mag jest produkcja urządzeń dźwigowych, np. dźwigów stacjonarnych i samobieżnych, podnośników, suwnic i innych [11,12]. wykonywane są one najczęściej ze stali ulepszonych cieplnie o podwyższonej granicy plastyczności. stale te są stosowane z uwagi na możliwość 24 przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 rys. 1. a) zasada metody spawania hybrydowego laser + mag; b) różnice pomiędzy kształtem spoiny przy spawaniu mag, spawaniu laserowym oraz spawaniu hybrydowym laser+mag; c) charakterystyczna makrostruktura spoiny wykonanej metodą hlaw fig. 1. a) principle of the laser + mag hybrid welding method; b) the differences between the shape of the weld made by mag, laser and laser + mag hybrid welding; c) characteristic macrostructure of a hlaw weld zmniejszenia grubości elementów konstrukcyjnych (rys. 2), co skutkuje obniżeniem masy konstrukcji i kosztów inwestycji przy zachowaniu bardzo wysokich własności wytrzymałościowych [13,14]. jako przykład mogą posłużyć spawane rury teleskopów wysięgników dźwigów samobieżnych. rura teleskopu jest konstrukcją wykonywaną z dwóch zespawanych segmentów (tzw. u-profili), wcześniej precyzyjnie wyprofilowanych na specjalnych prasach krawędziowych (rys. 3). grubość blach, z jakich wykonane są segmenty rury, mieści się najczęściej w granicach 4÷12 mm. spawane segmenty mogą mieć jednakową lub różną grubość ścianki w zależności od konstrukcji dźwigu. z danych literaturowych i informacji uzyskanych od producentów elementów konstrukcji dźwigów, rury teleskopów wykonywane są najczęściej ze stali ulepszonej cieplnie o granicy plastyczności od kilkuset do 1100 mpa. segmenty rury teleskopu łączone są obecnie najczęściej z wykorzystaniem wielościegowego spawania metodą mag lub metodą mag (ścieg graniowy) i łukiem krytym. proces spawania z uwagi na długie, niejednokrotnie kilkunastometrowe, odcinki spoin jest procesem czasochłonnym i wymagającym zużycia dużej ilości materiałów dodatkowych. z uwagi na zainteresowanie producentów urządzeń dźwigowych zamianą dotychczas stosowanej metody mag przez bardziej wydajne metody przeprowadzono w instytucie spawalnictwa badania nad opracowaniem technologii zrobotyzowanego spawania metodą hybrydową laser + mag rys. 2. spadek wymaganej grubości blachy przy zastosowaniu stali o wysokiej granicy plastyczności w porównaniu do konstrukcji wykonanej ze stali s355 [14] fig. 2. the decrease in the sheet thickness required the use of steel with high yield strength in comparison to a design made of steel s355 [14] rys. 3.  konstrukcja teleskopu wysięgnika dźwigu teleskopowego [11,12] fig. 3. the telescope design of the telescopic boom crane [11,12] a) b) c) teleskop wysięgnika dźwigu samobieżnego połączeń, jakie występują w konstrukcji wyżej opisanych rur teleskopów oraz innych elementów ram i podwozi urządzeń dźwigowych. 25przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 przebieg i wyniki badań próby spawania hybrydowego laser + mag przeprowadzono na zrobotyzowanym stanowisku, w skład którego wcho dzi laser dyskowy najnowszej generacji trudisk 12002 oraz robot spawalniczy kuka krc30ha wyposażony w głowicę do spawania hybrydowego z podajnikiem spoiwa w postaci drutu (rys. 4). tego typu systemy są instalowane obecnie w nowoczesnych przemysłowych liniach zrobotyzowanych. odpowiednie skonfigurowanie stanowiska umożliwia jego zastosowanie zarówno do procesów spawania laserowego z podawaniem drutu, jak i do spawania hybrydowego laser + mig/mag lub tylko spawania łukowego mig/mag. stanowisko wyposażone jest w niezależne inwertorowe, synergiczne źródło prądu przeznaczone do metody mig/mag. sterowanie parametrami prądowymi źródła rys.  4.  uniwersalne stanowisko do spawania metodą hlaw w instytucie spawalnictwa: a) widok stanowiska z laserem dyskowym trudisk 12002 i kabiną ochronną, b) wnętrze kabiny – robot z głowicą do spawania hybrydowego fig. 4. the institute of welding universal station for hlaw welding: a) view of the the laser disk trudisk 12002 station with the safety cab, b) cab interior – robot head for the hybrid welding oraz parametrami lasera, po stworzeniu specjalnego oprogramowania, odbywa się z pulpitu sterowania kontrolera robota. skład chemiczny użytych blach ze stali s960ql wg danych katalogowych producenta oraz wg kontrolnej analizy chemicznej przeprowadzonej z użyciem spektrometru iskrowego q4 tasman 170 firmy bruker, zestawiono w tablicy i. jest on zgodny z danymi katalogowymi producenta stali i spełnia wymagania normy pn-en 10025-6+a1:2009 [15]. jako spoiwo wykorzystano drut spawalniczy union nimocr (iso 16834-a g 69 6 m21 mn4ni1,5crmo) o średnicy 1,2 mm, produkcji firmy böhler schweisstechnik gmbh. zgodnie z wymaganiami pn-en iso 15614-14:2013 [16] dotyczącej kwalifikowania technologii spawania hybrydowego badania przeprowadzano na złączach próbnych blach o wymiarach 350x150 mm. wykonano jednostronne złącza doczołowe z brzegami elementów przygotowanymi na i (nr 1.2.2 wg pn-en iso 9692-1:2014-02) z odstępem b = 0 mm blach o grubości 5 + 5 i 5 + 7 mm (złącza blach o tej grubości występują często w elementach konstrukcji dźwigowych). próbki były mocowane w oprzyrządowaniu umożliwiającym prowadzenie procesu spawania w pozycji podolnej pa i naściennej pc (rys. 5 i 6). makrostruktury złączy doczołowych o grubości 5 + 5 i 5 + 7 mm wykonanych w pozycji pa i pc przedstawiono na rysunkach 7 i 8. dla złącza doczołowego blach o grubości 5 + 7 mm, spawanego w pozycji pa, przeprowadzono komplet badań własności mechanicznych (rozciąganie, zginanie, udarność, twardość) zgodnie z wymaganiami normy pn-en iso 15614-14. wytrzymałość na rozciąganie złącza nie powinna być mniejsza niż wartość minimalna wytrzymałość materiału podstawowego. badane złącze spełniło warunek rm ≥ 980 mpa, uzyskując średnią wartość rm ≥ 1053 mpa, przy czym zerwanie próbek nastąpiło poza spoiną. w badaniu na zginanie przyjęto, zgodnie z wymaganiami normy dla stali s960ql, średnicę trzpienia gnącego d = 40 mm. kąt gięcia próbek zginanych z rozciąganiem lica i grani spoiny wynosił 180o. podstawa [%] c si  mn  p  s cr ni  mo v  ti  cu nb  karta katalogowa max 0,20 max 0,50 max 1,60 max 0,020 max 0,010 max 0,70 max 2,0 max 0,7 max 0,06 max 0,04 max 0,3 max 0,04 analiza kontrolna 0,13 0,39 1,40 0,009 0,001 0,60 0,19 0,44 0,03 0,001 0,01 0,02 tablica i. skład chemiczny płyt próbnych ze stali s960ql table i. the chemical composition of s960ql steel test plates rys. 5. usytuowanie i grubość elementów złączy próbnych fig. 5. position and thickness of the components of test pieces a) b) pa pc 26 przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 rys. 6. spawanie złączy doczołowych na stanowisku zrobotyzowanym: a) ustawienie wiązki i uchwytu mag przy spawaniu w pozycji pa, b) ustawienie wiązki i uchwytu mag w pozycji pc fig. 6. butt joints welding on the robotic station: a) beam and mag welding torch setting during welding in pa position, b) beam and mag welding torch setting in pc position badanie udarności wykazało, że średnia energia łamania w temperaturze -40 oc dla trzech próbek typu vwt (karb w spoinie) wyniosła 30 j, a dla próbek typu vht (karb w swc) 46 j. średnia energia łamania dla obu stref złącza była większa niż minimalna dopuszczalna wartość 27 j dla stali s960ql wg pn-en 10025-6, co świadczy o spełnieniu wymagań normy. pomiary twardości złącza spawanego przeprowadzono zgodnie z normą pn-en iso 9015-1:2011 w dwóch liniach pomiarowych – 2 mm poniżej powierzchni blach od strony lica i 2 mm powyżej powierzchni blachy od strony grani spoiny, zgodnie ze schematem na rysunku 9. wyniki pomiarów i rozkład twardości przedstawiono na rysunku 10. rys. 7. makrostruktura spawanego hybrydowo złącza doczołowego 5 + 5 mm a) w pozycji pa b) w pozycji pc fig. 7. macrostructure of hybrid welded 5 + 5 mm butt joint a) in pa position b) in pc position rys. 8. makrostruktura spawanego hybrydowo złącza doczołowego 5 + 7 mm a) w pozycji pa b) w pozycji pc fig. 8. macrostructure of hybrid welded 5 + 7 mm butt joint a) in pa position b) in pc position rys. 9. schemat rozmieszczenia punktów pomiarowych twardości na przekroju poprzecznym złącza doczołowego 5 + 7 mm spawanego hybrydowo fig. 9. scheme of hardness measurement points layout on the cross section of the 5 + 7 mm hybrid welded butt joint najwyższe twardości, wynoszące 436 i 434 hv10, odnotowano w swc przy linii wtopienia, w pkt. 6 linii pomiarowej b i w pkt. 10 linii pomiarowej a. maksymalna twardość w osi spoiny wyniosła 383 hv10 (pkt 8 linii pomiarowej a). zgodnie z normą pn-en iso 15614-14 maksymalna dopuszczalna twardość w złączu dla 3 grupy materiałowej wg iso/tr 5608 wynosi 450 hv10, przy czym w przypadku stali z reh > 890 mpa norma ta dopuszcza stosowanie specjalnych wartości uzgadnianych pomiędzy stronami (wykonawca-odbiorca konstrukcji). badane złącze spełniło wymagania twardości (≤ 450 hv) wg pn-en iso 15614-14. a) b) a) b) a) b) 27przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 literatura [1] m.v. brian: hybrid laser arc welding, edison welding institute, asm handbook, volume 6a, welding fundamentals and processes 2011, www.asminternational.org. [2] pn-en iso 15609-6:2013, specyfikacja i kwalifikowanie technologii spawania metali. instrukcja technologiczna spawania. część 6: spawanie hybrydowe laserowo-łukowe. [3] h. lembeck: laser hybrid welding of thick sheet metals with disk lasers in shipbuilding industry, international laser technology congress akl2010. [4] c. macchietto: hybrid laser arc welding (hlaw), valmont industries, 2011 [5] http://www.trumpf-laser.com/en/solutions/applications/laser-welding/ hybrid-welding.html [6] p. denney: hybrid laser arc welding has its time finally arrived?. http://www.lincolnelectric.com/assets/us/en/literature/mc1129.pdf [7] h t t p : / / w w w. f r o n i u s . c o m / c p s / r d e / x c h g / f r o n i u s _ i n t e r n a t i o n a l / hs.xsl/79_687_eng_html.htm#.vsohnvlfv8e [8] m. banasik, m. urbańczyk: spawanie metodą hybrydową laser + mag różnych rodzajów złączy, biuletyn instytutu spawalnictwa, vol. 61 (1), s. 20-25, 2017. [9] j. adamiec, p. adamiec, m. więcek: spawanie hybrydowe paneli ścian szczelnych za pomocą lasera światłowodowego, przegląd spawalnictwa, vol. 79 (10), s. 49-52, 2007. podsumowanie spawanie hybrydowe laser + mag jest obecnie perspektywiczną innowacyjną technologią spawania, która może być wykorzystana do wysokowydajnego spawania stali ulepszonej cieplnie s960ql przy wykonawstwie wysokoobciążonych elementów urządzeń dźwigowych. przeprowadzone badania wykazały, że stosując tę metodę do łączenia blach ze stali s960ql o grubości 5 + 5 i 5 + 7 mm można uzyskać jakościowe złącza doczołowe, z gładkim licem i prawidłowo uformowaną granią zarówno w pozycji spawania podolnej, jak i naściennej. przeprowadzone badania złącza doczołowego blach o grubości 5 + 7 mm wykazały, że spełnia ono wymagania normy pn-en iso 15614-14 dotyczącej kwalifikowania technologii spawania hybrydowego. w.artykule.wykorzystano.wybrane.wyniki.badań.otrzymane.podczas.realizacji.w.instytucie.spawalnictwa. projektu.nr.pbs3/b5/31/2015,.ścieżka.b,.finansowanego.przez.narodowe.centrum.badań.i.rozwoju . [10] m. atabaki, j. ma, g. yang, r. kovacevic: hybrid laser/arc welding of advanced high strength steel in different butt joint configurations, materials and design 64, pp. 573–587, 2014. [11] strona internetowa i materiały informacyjne firmy vlassenroot: http://www.vlassenroot.com/exen/site/welding.aspx [12] strona internetowa i materiały informacyjne firmy manitowoc i cloos: https://www.manitowoccranes.com/en https://www.youtube.com/watch?v=esxrpruvczk [13] m. zeman, e. sitko: przegląd stali o wysokiej i bardzo wysokiej wytrzymałości, biuletyn instytutu spawalnictwa, vol. 51 (3), s. 30-32, 2007. [14] k. hulka, a. kern, u. schriever: application of niobium in quenched and tempered high-strength steels. materials science forum vols. 500-501, pp. 519-526, 2005. [15] pn-en 10025-6+a1:2009, wyroby walcowane ze stali konstrukcyjnych. część 6: warunki techniczne dostawy wyrobów płaskich o podwyższonej granicy plastyczności w stanie ulepszonym cieplnie. [16] pn-en iso 15614-14:2013-10, specyfikacja i kwalifikowanie technologii spawania metali. badanie technologii spawania. część 14: spawanie hybrydowe laserowo-łukowe stali, niklu i stopów niklu. rys. 10. rozkład twardości na przekroju złącza spawanego metodą hlaw: mp – materiał podstawowy, swc – strefa wpływu ciepła fig. 10. distribution of hardness on the cross section of the hybrid welded joint by hlaw method: mp – the parent material, spoina – weld, swc – haz (heat affected zone) mp swc spoina swc mp 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 a 352 351 351 341 379 422 375 383 381 434 396 376 350 351 353 b 346 344 344 356 432 436 366 362 376 416 404 362 344 344 345 hv10 punkt pomiaru spoinaswc swc mpmp ang_ps 10 2018 44 welding technology review vol. 90 10/2018 properties and application of coatings sprayed with cold gas dr hab. inż. wojciech żórawski, prof. pśk; dr medard makrenek; mgr inż. dominika soboń – kielce university of technology; corresponding author: ktrwz@tu.kielce.pl introduction currently, the greatest potential for innovation in surface engineering technologies is provided by thermal spraying techniques. these include a group of processes that allows deposition of the particulate material in a molten, thermoplastic or solid state on the substrate to form a coating. the special possibilities of depositing coatings with new properties are created by cold gas spraying, where the adverse effect of heat on the coating material has been eliminated. spraying with cold gas was the result of experiments conducted by a team of prof. a. papyrina at the institute of theory and applied mechanics in novosibirsk. the process involves heating up to 1100 °c of compressed gas to 7 mpa and then directing it to the delavala nozzle. in the divergent part of the nozzle, the gas accelerates to supersonic velocity (2÷4 ma). the above mentioned technique enables the application of metal and cermet coatings with unique properties [1÷3]. the coatings are deposited only using the kinetic energy of the gas stream. the main advantages of cold gas sprayed coatings are high purity and excellent physical properties, which creates many new possibilities for unconventional applications. the range of materials used in the cold gas spraying process includes pure metals (cu, ag, al, sn, zn, ni, ta, ti), alloys and cermets. this spraying method allows the deposition of not only coatings, but it can also be used in incremental technologies [4÷6]. the paper presents the results of research on cold gas-sprayed titanium structure in the surface engineering laboratory of centre for laser technologies of metals of kielce university of technology, where a robotic system for cold gas spraying impact innovation 5/8 is located (fig. 1). the possibilities of using cold gas spraying in incremental technologies have been shown. wojciech żórawski, medard makrenek, dominika soboń research methodology the titanium structure (understood as a macroscopic spatial creation) with a diameter of ø55.5 mm was sprayed with cold gas on a sleeve with a diameter of ø25 made of al 7075 alloy (fig. 2). the purchased non-spheroidal titanium powder with granulation of -65+15 μm was used. the microstructure analysis of the sprayed coating and its linear analysis were performed using the jeol jsm 7100f scanning microscope and the isis 300 oxford microprobe (eds). phase analysis of the powder and titanium structure was performed using a bru ker d8 discover diffractometer (co kα radiation). the tests of mechanical properties were carried out using the method of indentation using the nanove’s system with berkovich fig. 1. high-pressure cold gas spraying system – impact innovation 5/8 keywords: cold gas spraying; titanium; mechanical properties abstract cold spraying is new technology which allows to obtain coatings with properties which are unobtainable by previously used thermal spray methods. this technology can be also used in the area of additive manufacturing. the article presents findings of microstructure and mechanical properties of cold-sprayed titanium structures on al 7075 aluminum alloy. doi: http://dx.doi.org/10.26628/ps.v90i10.950 45welding technology review vol. 90 10/2018 fig. 3. morphology of ti powder (a) and metallographic specimen of grains (b) fig. 2. titanium structure sprayed with cold gas fig. 4. titanium microstructure sprayed with cold gas: a) 100x, b) 10000x figure 5 presents the results of the phase composition testing of the titanium powder used and the cold gas sprayed structure. both the powder and the sprayed structure consist only of pure titanium. during the spraying process, no chemical reactions took place, which would create new phases in the structure being sprayed. indenter and a load of 40 mn (olivier-pharr method). 49 measurements were carried out in a square area with 240 μm side (40 μm stroke) in the center of the sprayed structure. research results and discussion the morphology of ti grains and their etched metallographic specimen is shown in figure 3. irregular shape of ti powder grains is visible, which is similar to polyhedral. there is a significant variation in grain size, which results from the use of hdh (hydrogenation-dehydrogenation) for its production (fig. 3a). on the etched metallographic specimen of the powder grains, their small porosity is visible (fig. 3b). cold gas sprayed titanium microstructure is shown in figure 4. the sprayed titanium grains, despite their irregular shape and considerable size differentiation, created a very high density coating, and the particles deformed under the impact strongly adhere to each other (fig. 4a). at high magnification, small pores are visible at the border of deformed powder grains (fig. 4b). a) b) a) b) fig. 5. phase analysis of titanium powder and cold gas sprayed structure 46 welding technology review vol. 90 10/2018 fig. 6. mechanical properties of the titanium structure: a) hardness distribution map, b) hardness histogram, c) young’s modulus distribution chart, d) young’s modulus histogram cold gas sprayed structures can be used in incremental technologies. of particular interest is the use of titanium and its alloys in the aerospace industry both for the production of new parts and for regeneration [7÷10]. the scope of application of this technology creates new possibilities, also in the area of nuclear energy for the production of neutron shields [11]. the results of the nanoindentation tests of the titanium structure are shown in figure 6. there is a significant variation in the mechanical properties of the structure being sprayed (nanohardness and young’s modulus). this is the result of varying degrees of deformation of the titanium powder grains, which are of various sizes and at the moment of impact on the substrate have different speed. the coating hardness was 3.0 ± 0.6 gpa and young’s modulus was 134.3 ± 17.5 gpa. conclusions the cold gas spraying process makes it possible to obtain titanium structures. the titanium microstructure consists of deformed powder grains that strongly adhere to each other. the presence of a small amount of small pores visible at high magnification was found. during the cold gas spraying process, there were no phase changes in the sprayed powder and the coating consisted exclusively of titanium. analysis of the nanoindentation results of the titanium structure showed a significant variation in its mechanical properties. the authors would like to thank mrs. anna góral, phd. eng., for performing phase composition tests. work financed from funds for education of ncbir as part of the innolot program. „badania technologii przyrostowych i procesów hybrydyzacji obróbki dla potrzeb rozwoju innowacyjnej produkcji lotniczej”. 47welding technology review vol. 90 10/2018 references [1] a. papyrin, cold spraying, elsewier ltd. 2007. [2] c.m. kay, j. karthikeyan, high pressure cold spray, asm international 2016. [3] j. villafuerte, modern cold spray, materials, process and applications, springer 2015. [4] h. assadi, h.kreye, f. gartner, t. klassen, cold spraying – a materials perspective. acta materialia 116 (2016) 382-407. [5] r.n. raoelison, ch. verdy, h. liao, cold gas dynamic spray additive manufacturing today, deposit possibilities, technological solutions and viable applications, materials and design 133 (2017) 266-287. [6] j. villafuerte, considering cold spray for additive manufacturing, advanced materials & processes 50, may 2014, 50-52. [7] q. blochet, f. delloro, f. n’guyen, d. jeulin, f. borit, m. jeandin, effect of the cold-sprayed aluminum coating-substrate interface morphology on bond strength for aircraft repair application, journal of thermal spray technology, (2017) 26:671-686. [8] j. w. murray, m. v. zuccoli, t. hussain, heat treatment of cold-sprayed c355 al for repair: microstructure and mechanical properties, journal of thermal spray technology 2018) 27:159-168. [9] wenya lia, kang yanga, shuo yin, xiawei yang, yaxin xu, rocco lupoi, solid-state additive manufacturing and repairing by cold spraying: a review, journal of materials science & technology, 34, 3(2018) 440-457. [10] k. petrackova, j. kondas, m. guagliano, mechanical performance of cold-sprayed a357 aluminum alloy coatings for repair and additive manufacturing, journal of thermal spray technology, (2017) 26:1888-1897. [11] n.h. tariq, l. gyansah, j.q. wang, x. qiu, b. feng, m.t. siddique, t.y. xiong, cold spray additive manufacturing: a viable strategy to fabricate thick b4c/al composite coatings for neutron shielding applications, surface & coatings technology 339 (2018) 224-236. ps 5 2016 www.pdf 89przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 wybrane możliwości technologiczne   hybrydowej metody spawania plasma-mag selected technology abilities of plasma-mag hybrid welding process mgr  inż.  jacek  szulc  – supraelco warszawa;  dr  hab.  inż.  tomasz  chmielewski,  prof.  pw.; dr  inż.  marek  węglowski – akademia spawania, józefów. autor korespondencyjny/corresponding author: t.chmielewski@wip.pw.edu.pl streszczenie w artykule scharakteryzowano innowacyjną metodę spawania hybrydowego będącą ekonomiczną alternatywą dla spawania hybrydowego laser-mag. przedstawiono wybrane możliwości technologiczne oraz wybrane wyniki badań metalograficznych spoin czołowych wykonywanych metodą wysokowydajnego spawania hybrydowego plasmamag. przedstawiono korzyści techniczne i ekonomiczne wynikające z zastosowania opisanego rozwiązania. słowa  kluczowe: spawanie hybrydowe; spoiny czołowe; metalografia abstract the article describes an innovative method of hybrid welding being economical alternative to welding hybrid laser-mag. selected technological capabilities and selected results of metallographic butt welds made by means of highplasma hybrid welding mag has been presented. the paper presents technical and economic benefits resulting from the use of the described solution. keywords: hybrid welding; butt welds; metallography wstęp spawanie hybrydowe zgodnie z definicją międzynarodowego instytutu spawalnictwa polega na połączeniu i jednoczesnym stosowaniu dwóch różnych pod względem źródła ciepła metod spawania. dodatkowym warunkiem uznania metody spawania za hybrydową jest tworzenie za pomocą kilku źródeł ciepła wspólnego jeziorka spawalniczego. najczęściej spotykane hybrydy spawalnicze bazują na połączeniu lasera z innym spawalniczym źródłem ciepła, np. gta, gma lub nagrzewaniem indukcyjnym [1÷3]. połączenie spawania plazmowego i gma (gas metal arc) z pozoru nie spełnia tego warunku, gdyż w obu przypadkach mamy do czynienia z łukiem elektrycznym. należy jednak zwrócić uwagę, iż pomimo tego, że oba źródła ciepła bazują na łuku elektrycznym, to jednak znacznie się od siebie różnią. sposób nagrzewania materiału rodzimego w metodach opartych na łuku „swobodnym” ma charakter przewodnościowy, a łuk plazmowy w wysokim stopniu zjonizowany o wysokiej temperaturze i gęstości mocy umożliwiającej powstanie kanału parowego (ang. keyhole) przekazuje ciepło do materiału spawanego w głównej mierze poprzez bombardowanie elektronami anody (choć mechanizm przewodnościowy również funkcjonuje), w związku z czym nagrzewanie materiału ma charakter gwałtowny i następuje w wyniku pochłaniania energii strumienia elektronów na skutek zderzeń elektronów z siecią krystaliczną materiału. poziom energii kinetycznej elektronów, zamienianej w energię cieplną na skutek zderzenia, zależy od stopnia jonizacji i wartości jacek szulc, tomasz chmielewski, marek węglowski napięcia przyśpieszającego. dwa z pozoru podobne źródła energii spawania w różny sposób przekazują ciepło do materiału obrabianego. spawanie plazmowe w technice kanału parowego (keyhole paw) ma istotną przewagę wobec metod spawania łukowego (np. gta, czy gma) pod względem głębokości „wtopienia”, poziomu i stanu naprężeń własnych w złączu [4]. pomimo, iż gęstość mocy w porównaniu do spawania laserowego (lbw) i wiązką elektronów (ebw) jest niższa, to spawanie plazmowego w technice kanału parowego jest bardziej ekonomiczne pod względem energetycznym (wyższa sprawność źródła energii) oraz z punktu widzenia kosztów przygotowania brzegów do spawania, z tego powodu często znajduje zastosowanie w przemyśle. spawanie hybrydowe plasma+mag uwarunkowania ekonomiczne rynku spawalniczego stymulują poszukiwanie nowych wysokowydajnych oraz charakteryzujących się wysoką jakością metod spawania przy jednocześnie spełnionym warunku umiarkowanych kosztów procesu. konwencjonalne metody spawalnicze przy swej dużej różnorodności, niestety nie są doskonałe, a ich indywidualne charakterystyczne cechy predysponują do określonych zastosowań. jeśli określona metoda spawania wyróżnia się jakąś specyficzną zaletą, to zwykle jest to okupione równie ważnym mankamentem. przykładem może być wysoka przeglad welding technology review 90 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 jakość spoin wykonanych metodą tig przy niskiej wydajności spawania (stapiania), bądź wysoka wydajność metod opartych na wiązkach energetycznych, kojarząca się niestety z wysokimi kosztami przygotowania brzegów do spawania oraz niską sprawnością energetyczną źródła (np. laser). w spawalniczych systemach hybrydowych z reguły stosuje się metody o skrajnie różnych właściwościach. takie podejście umożliwia uzyskanie wysokiej wydajności procesu spajania poprzez jednoczesne wykorzystanie i wzmocnienie zalet obu łączonych metod oraz minimalizowanie ograniczeń charakterystycznych dla zastosowanych metod, wtedy gdy występują osobno. łuk plazmowy umożliwia precyzyjne przetopienie grani spoiny spoin o dużej grubości, której jakość decyduje o jakości całej spoiny, a metoda mag umożliwia wydajne wypełnienie rowka spawalniczego i uformowanie wypukłego lica. połączenie obu głowic w hybrydę umożliwia wspólne prowadzenie, lepsze wykorzystanie ciepła generowanego przez oba źródła, a także wspólną osłonę gazową strefy spawania i hybrydowej głowicy. obecnie w hybrydowych systemach spawalniczych najczęstsze zastosowanie znajduje laser współpracujący z łukowymi metodami spawania w osłonie gazów, najczęściej mag, mig, tig. korzyści ze stosowania hybrydy laser-gma polegają na połączeniu charakterystycznych dla lasera, wysokiej wydajności stapiania, dużej głębokości wtopienia oraz niskiego udziału spoiwa w stopiwie, ze stosunkowo wysoką tolerancją na jakość przygotowanych do spawania brzegów charakterystyczną dla metod łukowych. poza szeregiem zalet opisanej hybrydy trudno pominąć bardzo wysokie koszty inwestycyjne i eksploatacyjne systemów laserowych oraz stosunkowo niską sprawność energetyczną, które w pewnym stopniu niwelują ekonomiczne korzyści spawania hybrydowego [1,2,5÷9]. generalnie, metody spawania hybrydowego umożliwiają wykonanie połączenia z łagodnym cyklem cieplnym (spoina stosunkowo wolno stygnie) i zmniejszają wymagania wobec przygotowania szczeliny rowka spawalniczego w stosunku do metod wiązkowych. metody spawania hybrydowego charakteryzuje wysoka prędkość spawania w stosunku do indywidualnych możliwości poszczególnych metod spawania niskotemperaturowa plazma znajduje częste zastosowanie w napawaniu modyfikacyjnym i regeneracyjnym powierzchni części maszyn [10÷13] oraz jest stosowana w technice z otwartym kanałem parowym do spawania grubych elementów konstrukcyjnych. spawanie plazmowe kojarzy się z wysoką wydajnością spawania, jednak wymaga precyzyjnego i kosztownego przygotowania brzegów, a wymaganie to w warunkach przemysłowych jest często niewykonalne, zwłaszcza podczas spawania konstrukcji wielkogabarytowych. sposobem na rozwiązanie problemów ze stosowaniem w przemyśle spawania plazmowego w kontekście tolerancji geometrycznej brzegów przygotowanych do spawania, może być spawanie hybrydowe plasma-gma. połączenie zalet obu metod prowadzi do uzyskania wysokiej wydajności spawania przy obniżeniu (w stosunku do metod wiązkowych) wymagań związanych z precyzyjnym przygotowaniem brzegów. prezentowany hybrydowy system spawania plasma-mag został opisany w literaturze [5,6,7,8] oparty jest na specjalnej konstrukcji plazmotronie zintegrowanym z uchwytem elektrodowym gma, będącym przedmiotem patentu firmy plasma laser technologies z izraela. innowacyjność rozwiązania konstrukcyjnego polega na tym, że łuk plazmowy oraz łuk gma oddzielone są od siebie kurtyną magnetyczną wymuszającą przepływ prądu łuku plazmowego i gma przez materiał spawany. w innym przypadku, następowałoby wzajemne znoszenie strumieni elektronów ze względu na przeciwną polaryzację. na rysunku 1 pokazano schemat budowy plazmotronu hybrydowego szerzej opisanego w [8]. łuk plazmowy zasilany jest prądem o natężeniu umożliwiającym wywołanie efektu kanału parowego (ang. keyhole welding), będącego wynikiem wysokiej temperatury i ciśnienia strumienia plazmy, powodującej gwałtowne parowanie spawanego materiału. parametry procesu dobierane są tak, by głębokość kanału parowego była porównywalna z grubością spawanego elementu, a jego szerokość sięgała obu brzegów spawanych materiałów. w ten sposób uzyskiwane jest bardzo głębokie wtopienie spoiny. w efekcie intensywnego parowania metalu oraz minimalnego, ale jednak odstępu brzegów spawanych przedmiotów, lico spoiny powstającej za przemieszczającym się łukiem plazmowym byłoby wklęsłe, gdyż do jego wypełnienia brakowałoby masy stopiwa. wraz z łukiem plazmowym przemieszcza się łuk gma swobodnie jarzący się w przestrzeni pomiędzy elektrodami, zasilający jeziorko w spoiwo [14,15]. łuk gma oddziałuje na jeziorko spawalnicze tuż za łukiem plazmowym, jeszcze przed skrystalizowaniem cieczy powstałej na skutek działania plazmy. okno technologiczne opisanej hybrydy jest bardzo wąskie i dla utrzymania stabilności procesu, wymaga wysokiej precyzji ruchu roboczego. przykłady wybranych złączy spawanych poniżej scharakteryzowano kilka przykładowych złączy spawanych wykonanych metodą hybrydową plasma-mag. w pierwszym przypadku materiał podstawowy to stal niestopowa s235 jr o grubości 10 i 12 mm. spawanie prowadzono w sposób zrobotyzowany w pozycji podolnej bez podgrzewania. zgład preparowano przez szlifowanie papierem ściernym o gradacji od 100 do 2500, następnie polerowano wodną zawiesiną al2o3, po czym trawiono 30% nitalem. mikrostrukturę badanego złącza fotografowano na mikroskopie stereoskopowym olympus stosując powiększenie x6. pomiary charakterystycznych wielkości geometrycznych wykonano stosując oprogramowanie olympus analysis. na rysunku 2 przedstawiono obraz mikrostruktury złącza teowego – spoina czołowa (linie punktów od strony lica oznaczają miejsca pomiaru twardości), a na rysunku 3 rozkład twardości złącza wykonanego w poniżej przedstawionych warunkach. grubość blach 10 mm + 10 mm; bez ukosowania, odstęp 1,5 mm; natężenia prądu spawania rys. 1. schemat budowy plazmotronu hybrydowego: 1-łuk plazmowy, 2-łuk gma, 3-katoda plazmotronu, 4-dysza plazmowa, 5-wspólna dysza gazu osłonowego, 6-kierunek spawania, 7-drut elektrodowy gma, 8-ciecz metaliczna, 9-kanał parowy, 10-materiał podstawowy fig. 1. schematic diagram of the hybrid plasmatron: 1-plasma arc, 2-gma arc, 3plasmatron cathode, 4-plasma nozzle, 5common shielding gas nozzle, 6-welding direction, 7-gma wire electrode, 8liquid metal, 9-plasma keyhole, 10-substrate material 91przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 plazma – 200 a; mag 540 a; napięcie łuku mag – 30 v; prędkość spawania 0,52 m/min; posuw drutu elektrodowego -12 m/min. odnotowano wąską strefę wpływu ciepła, o szerokości około 2 mm. taka sytuacja jest bardzo korzystna z punktu widzenia poziomu naprężeń własnych złącza oraz odkształceń cieplnych. przedstawiony poniżej rozkład twardości wskazuje, że nie występuje nadmierne utwardzenie swc, mimo iż nie stosowano podgrzewania wstępnego. rys. 2. rozkład twardości w spoinie czołowej 10 mm od strony lica fig. 2. hardness distribution in butt-weld 10 mm bead side drugi przykład złącza spawanego dotyczy złączy doczołowych, blach o grubości 10 mm ze stali s700 mc spawanych hybrydowo (plasma–mag) na podkładce miedzianej w pozycji pa. na rysunku 4 pokazano obraz mikrostruktury złącza. badania mikroskopowe w obszarze spoiny ujawniły strukturę bainityczno-ferrytyczną. obszar strefy wpływu ciepła (swc) charakteryzuje się zmiennością wielkości ziarna, potwierdzając m.in. dużą skłonność do rekrystalizacji w swc. badania mikroskopowe wykazały również obecność wydzieleni węglikowych (najprawdopodobniej azotkowych) w obszarze swc oraz w materiale rodzimym. przeprowadzone pomiary twardości, wykazały że twardość w osi spoiny jest zbliżona do twardości materiału rodzimego i wynosi około 280 hv0,1. w swc dochodzi do obniżenia twardości zależnie od zastosowanej wartości energii liniowej spawania. w próbkach spawanych z energią liniową spawania el=1,12 kj/mm, najniższa wartość twardości w swc wynosi około 230 hv0,1. rozkłady twardości w przekroju poprzecznym spoiny wykonano od strony lica metodą mikro vickersa z obciążeniem wgłębnika masą 100 gr. na wykresie (rys. 5.) przedstawiono średnią arytmetyczną twardość obszaru charakterystycznego z zaznaczeniem wartości odchylenia standardowego (przyjęty poziom ufności 95%). rys. 3. rozkład twardości w spoinie czołowej 10 mm od strony lica fig. 3. hardness distribution in butt-weld 10 mm bead side rys. 4. mikrostruktura złącza spawanego metodą hybrydową (plazma + mag) stali s700 mc o grubości 10 mm, wykonanej z energią liniową spawania 1,12 kj/mm fig. 4. microstructure of s700 mc steel welded joint obtained by hybrid plasma+mag welding, thickness 10 mm, heat input 1,12 kj/mm rys. 5. rozkład twardości w złączu spawanym od strony lica wykonanym z energią liniową spawania el=1,12 kj/mm fig. 5. hardness distribution in the welded joint bead side with heat input el=1,12 kj/mm trzeci przykład złącza potwierdza możliwość spawania złączy doczołowych metodą hybrydową plasma-mag w pozycji naściennej pc [16]. jako materiał podstawowy zastosowano stal nierdzewną x5crni18-10 o grubości 10 mm. złącze do spawania przygotowano ukosując na 15° jednostronnie (na ½ y), z progiem wysokości 4 mm, odstęp 1mm. parametry spawania: natężenie prądu plazmy 170 a, napięcie łuku plazmy 23 v, natężenie prądu mag puls 273 a, napięcie łuku mag 22 v, prędkość spawania 0,6 m/min, gaz formujący n2+10% h2. na rysunku 6 pokazano mikrostrukturę złącza charakteryzującą się nieznaczną asymetrią wynikającą z asymetrycznego przygotowania brzegów do spawania oraz z oddziaływania grawitacji na ciecz metaliczną podczas spawania. rys.  6.  mikrostruktura złącza stali x5crni18-10 gr. 10 mm spawanego hybrydowo plasma+mag w pozycji pc ukosowanego jednostronnie fig. 6. microstrukture of single-bevel butt 10 mm x5crni18-10 steel joint, welded with plasma+mag in pc position 92 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 podsumowanie w artykule przedstawiono przykłady spawania hybrydowego plasma-gma różnych złączy spawanych, które wskazują na możliwość spawania grubych elementów spoinami jednościegowymi przy ograniczonej konieczności ukosowania, do gr. blach 10 mm ukosowano na 15° jedno i dwustronnie. charakterystyczną cechą opisanych spoin jest niski udział spoiwa w stopiwie oraz bardzo wąska swc, uwzględniając grubość spawanych blach. takie warunki ograniczają poziom naprężeń własnych w stosunku do podobnych złączy wykonywanych metodami gma lub gta. dużą zaletą jest stosunkowo wysoka prędkość spawania oraz wysoka wydajność stapiania. opisana metoda może stanowić tańszą alternatywę dla hybrydowych systemów spawalniczych laser+gma. głównymi obszarami potencjalnego zastosowania spawania hybrydowego plazma+gma są: przemysł stoczniowy, przemysł maszyn i urządzeń górniczych, konstrukcje w dziedzinie energetyki, tabor kolejowy oraz duże konstrukcje motoryzacyjne. literatura [1] t. wojno, j. kędzia, z. mirski, j. reiner, „hybrydowe spawanie stali 41cr4 z wykorzystaniem promieniowania laserowego i nagrzewania indukcyjnego”, przegląd spawalnictwa, vol. 85 (7), s.40-47, 2013. [2] j. adamiec, p. adamiec, m. więcek, „spawanie hybrydowe paneli ścian szczelnych za pomocą lasera światłowodowego”, przegląd spawalnictwa, vol. 79(10) s. 49-52, 2007. [3] j. pilarczyk, m. banasik, j. dworak, s. stano, „spawanie hybrydowe z wykorzystaniem wiązki laserowej i łuku elektrycznego”, przegląd spawalnictwa, vol. 79(10), s. 44-48, 2007. [4] m. tomsic, s. barhorst, „key-hole plasma arc welding of aluminum with variable polarity power” welding journal 63(2): s. 25–32, 1984. [5] z. pilat, j. szulc, „concept of the model robotized cell for plasma-gmaw hybrid welding”, applied mechanics and materials, vol. 613, pp. 43-52, 2014. [6] j. szulc, z. pilat, „super-heavy duty (shd) super-mig – technologia spawania hybrydowego plazma-mig/mag”, spajanie materiałów konstrukcyjnych, 2/2014, s.12-14. 2014. [7] t. chmielewski, j. szulc, z. pilat, „badania metalograficzne spoin wykonanych hybrydową metodą pta+mag”, przegląd spawalnictwa, vol. 86(7), s. 46-50, 2014. [8] j. szulc, t. chmielewski, z. pilat, „zrobotyzowane spawanie hybrydowe plazma+mag stali s700 mc”, przegląd spawalnictwa, vol. 88(1), s. 41-45, 2016. [9] t.wojno, j. kędzia, z. mirski, j. reiner, „hybrydowe spawanie stali 41cr4 z wykorzystaniem promieniowania laserowego i nagrzewania indukcyjnego”, przegląd spawalnictwa, vol. 85(7) s. 40-47, 2013. [10] j. jakubowski, p. wysocki, j. senkara, „selektywne regeneracyjne napawanie plazmowe warstw ni-wc na tytanowe łopatki sprężarki silnika lotniczego”, przegląd spawalnictwa, vol. 83(9), s. 38-42, 2011. [11] m. bober, j. senkara, „badania porównawcze napawanych plazmowowarstw niklowych z węglikami ti i cr”, przegląd spawalnictwa, vol. 83(9), s. 32-37, 2011. [12] w. włosiński, t. chmielewski, „plasma-hardfaced chromium protective coatings-effect of ceramic reinforcement on their wettability by glass”, contributions of surface engineering to modern manufacturing and remanufacturing 1, s.48-53, 2002. [13] t. chmielewski, m. węglowski „analiza rynku spawalniczego w polsce pod względem sprzedaży urządzeń oraz materiałów spawalniczych”, przegląd spawalnictwa, vol. 82(6), 28-31, 2010. [14] m. węglowski, t. chmielewski, k. kudła, „porównanie wybranych właściwości nowoczesnych spawalniczych inwertorowych źródeł energii przeznaczonych do spawania metodą mag”, przegląd spawalnictwa, vol. 81(10), s. 81-83, 2009. [15] t. chmielewski, „projektowanie procesów technologicznych spawalnictwo”, oficyna wydawnicza politechniki warszawskiej, 2013. [16] m. huber, m. muller, h. cramer, “serial coupling of the plasma and gma process in order to increase the economic viability and process reliacility of welding in installation engineering and tank construction”, welding and cutting, vol. 14 (3), s. 168-172, 2015. 201404_pspaw_8972.pdf 45przegląd spawalnictwa 4/2014 mariusz prażmowski dariusz rozumek rozwój pęknięć przy cyklicznym zginaniu w złączu cyrkon-stal powstałych w wyniku zgrzewania wybuchowego cracks growth under cyclic bending   in zirconium-steel joint made by explosive welding dr mariusz prażmowski, dr hab. inż. dariusz rozumek, prof. nzw. po – politechnika opolska. autor korespondencyjny/corresponding author: m.prazmowski@po.opole.pl streszczenie w pracy opisano rozwój pęknięć zmęczeniowych w próbkach cyrkon-stal wykonanych metodą zgrzewania wybuchowego. badano próbki bez warstwy przetopionej a1 i z warstwą przetopioną a2. badane próbki o przekroju poprzecznym prostokątnym poddano zginaniu przy wartości średniej naprężenia równej zeru. wykonano pomiary twardości (w skali mikro) w obszarze złącza. wzrost pęknięć zmęczeniowych był cyklicznie mierzony przy użyciu mikroskopu optycznego. w próbkach obserwowano wzrost pęknięć zmęczeniowych równolegle do przyłożonego obciążenia. rozwój pęknięć następował od strony stali, potem występował w cyrkonie. dominowały pęknięcia transkrystaliczne zarówno w cyrkonie, jak i w stali. słowa kluczowe: złącza różnorodne, zgrzewanie wybuchowe abstract the paper presents fatigue crack growth in zirconium-steel specimens made by the explosive welding. specimens without remelted layer a1 and with a remelted layer a2 were tested. the tested specimens of the rectangular cross-section were subjected to bending under the stress mean value equal to zero. the point measurement of hardness was performed in the joint area. the fatigue crack growth was measured in cycles by means of the optical microscope. in the specimens, the fatigue crack growth was observed in parallel to the applied loading. the crack growth started from the side of steel then was initiated in zirconium. at the crack paths in the zirconium and steel, transcrystalline cracks are dominating. keywords: dissimilar joints, explosive welding wstęp w warunkach eksploatacyjnych elementy konstrukcyjne są narażone na oddziaływanie wielu czynników, takich jak: promieniowanie, wysokie ciśnienie, wibracje, duże gradienty temperatury lub agresywne ośrodki, z którymi mają kontakt, np.: woda, ciekły metal, gaz czy roztopione sole. niszczenie materiałów pod wpływem tych czynników powoduje skrócenie czasu eksploatacji poszczególnych elementów oraz niesie niebezpieczeństwo awarii. istote jest zapewnienie odpowiednich materiałów, a coraz częściej warstwowych kompozycji materiałowych, które dzięki swym specjalnym właściwościom sprostają wymaganym oczekiwaniom. do wytwarzania układów warstwowych w wielu wypadkach stosowana jest technologia zgrzewania wybuchowego [1]. pozwala ona uzyskiwać trwałe, ciągłe i o bardzo dobrych właściwościach wytrzymałościowych, połączenie dwóch lub kilku materiałów o podobnych, a często nawet bardzo różnych właściwościach mechanicznych. zwykle są to materiały, których nie można połączyć konwencjonalnymi metodami spajania. uzyskanie takiego połączenia wymaga szczególnie starannego doboru parametrów procesu zgrzewania wybuchowego, tj. energii wybuchu, prędkości detonacji vd oraz odległości pomiędzy łączonymi blachami. parametry te 46 przegląd spawalnictwa 4/2014 wpływają bezpośrednio na prędkość przemieszczania się punktu kolizji vc i kąt zderzania β pomiędzy łączonymi blachami, jak również na zjawisko tworzenia się strumienia odwrotnego [2]. zastosowanie parametrów procesu spajania wybuchowego poniżej wartości granicznych może doprowadzić do powstania nieciągłości lub całkowitego braku połączenia, natomiast przekroczenie wartości krytycznych powoduje nadtapianie powierzchni łączonych blach, czego skutkiem może być tworzenie się niekorzystnych, z punktu widzenia jakości połączenia, obszarów przetopionych o dużej twardości i kruchości [3]. występowanie tych obszarów ma wpływ na właściwości oraz trwałość eksploatacyjną wytwarzanych układów. schemat procesu zgrzewania wybuchowego oraz jego parametry przedstawiono na rysunku 1. płytę nastrzeliwaną, najczęściej z materiału o lepszych właściwościach, umieszczono w pewnej odległości równolegle do płyty bazowej (podstawowej). rys. 1. proces zgrzewania wybuchowego i jego parametry fig. 1. explosive welding process and its parameters prędkość detonacji vd zawiera się w przedziale od 2000 do 3500 m/s i zależy od rodzaju łączonych metali, ich właściwości fizycznych i mechanicznych oraz właściwości zastosowanego materiału wybuchowego. na przekroju poprzecznym bimetalu wytworzonego technologią zgrzewania wybuchowego można zidentyfikować granicę połączenia o charakterystycznym falistym kształcie oraz sąsiadujący z nią obszar umocnienia, który powstaje w wyniku oddziaływania siły zderzenia łączonych blach. celem prezentowanej pracy jest badanie pęknięć zmęczeniowych, które powstały w strefie połączenia przy zginaniu wahadłowym bimetalu cyrkon-stal wytworzonym technologią zgrzewania wybuchowego. metodyka badań materiałem badanym są dwie bimetalowe płyty próbne (zr700/stal p265gh) o wymiarach 500 x 300 mm, wykonane technologią zgrzewania wybuchowego przy różnych parametrach procesu, w układzie równoległym. prace strzałowe oraz próby technologiczne jakości połączenia wykonane zostały przez ztw explomet sp. j. uzyskane płyty próbne na całej powierzchni poddano badaniom nieniszczącym metodą ultradźwiękową w celu określenia spójności połączenia oraz ciągłości złącza. badania wykonano dwuetapowo, tj. w stanie bezpośrednio po zgrzewaniu oraz po prostowaniu płyt. w obu analizowanych przypadkach zaobserwowano nieznaczne nieciągłości w okolicach miejsca pobudzenia oraz w obszarze założonego marginesu technologicznego (30 mm od krawędzi płyty). materiałem podstawowym jest blacha ze stali węglowej p265gh, normalizowana, o grubości 20 mm, przeznaczona do pracy w podwyższonych temperaturach. materiałem nakładanym jest blacha cyrkonowa zr 700 o grubości 3,175 mm. skład chemiczny materiałów występujących w złączu podano w tabelach i i ii. c fe cr h o n < 0,002 0,05 0,05 < 0,0003 0,05 < 0,002 c mn si p s ni cr v 0,147 0,959 0,26 0,011 0,006 0,03 0,022 0,06 n al mo ti nb fe 0,004 0,051 0,005 0,004 0,008 reszta tablica i. skład chemiczny cyrkonu zr700 % wag. table i. chemical composition of the zirconium zr700 in wt.% tablica ii. skład chemiczny stali p265gh % wag. table ii. chemical composition of the p265gh steel in % wt do badań metalograficznych pobrano próbki z blach wyjściowych (przed aktem strzałowym) oraz z bimetali po spojeniu. próbki bimetalowe w zależności od zastosowanych parametrów procesu, a tym samym uzyskanego charakteru połączenia, oznaczono odpowiednio a1 (bez przetopienia) i a2 (z przetopieniem). w przypadku platerów zgłady metalograficzne wykonano na przekroju prostopadłym do powierzchni płyty, jednocześnie równolegle do kierunku przemieszczania się fali wybuchu. zgłady wstępnie szlifowano i polerowano mechanicznie (papierami ściernymi oraz pastami diamentowymi o zmniejszającej się gradacji), a ostatecznie polerowano i trawiono elektrolitycznie na polerce lectropol 5 z zastosowaniem elektrolitu struerstm. badania metalograficzne prowadzono na mikroskopie optycznym olympus ix 70 współpracującym z komputerowym analizatorem obrazu leco ia 32. na rysunku 2 przedstawiono przekrój poprzeczny połączenia bimetalowego zr/stal, przy powiększeniu 50x (od góry struktura cyrkonu, a od dołu struktura stali). rys. 2. strefa złącza plateru cyrkon-stal fig. 2. the zone of zirconium-steel clad joint 47przegląd spawalnictwa 4/2014 złącze charakteryzuje się falistą granicą połączenia o małej amplitudzie z typową dla połączeń zgrzewanych wybuchowo strefą odkształconych ziaren w bezpośrednim sąsiedztwie granicy połączenia. na rysunku 3 przedstawiono charakterystyczne parametry granicy połączenia po zgrzewaniu wybuchowym. próbkę do badań zmęczeniowych, o prostokątnym przekroju poprzecznym, pokazano na rysunku 4. próbki były wycięte z blachy równolegle do kierunku detonacji i przygotowane zgodnie z normą astm d 3165-95. każda próbka ma nacięty zewnętrzny karb o promieniu r = 22,5 mm. powierzchnię próbek poddano frezowaniu i polerowaniu coraz drobniejszym papierem ściernym. ostateczna średnia chropowatość wynosiła 0,16 µm. badano próbki, w których stosunek netto wysokości cyrkonu do stali wynosił h1 : h2 = 1 : 2,5. właściwości statyczne badanych materiałów przed połączeniem przedstawiono w tablicy iii. rys. 3. schemat fali powstałej w wyniku zgrzewania wybuchowego, gdzie: n – długość fali, h – wysokość fali, p – obszary przetopione, l – linia złącza fig. 3. diagram of the wave formed as the result of explosion welding where: n – wave length, h – wave height p – remelted areas, l – interface line rys. 4. kształt i wymiary próbki, w mm fig. 4. shape and dimensions of specimen, in mm materiał re, mpa rm, mpa e, gpa a5, % zr700 143 300 100 31 p265gh 311 467 210 33 wyniki rozwoju pęknięć prezentowane w pracy zostały uzyskane na maszynie zmęczeniowej mzgs-100 umożliwiającej realizację przebiegów cyklicznego zginania, skręcania i zginania ze skręcaniem [4]. badania wykonywano w zakresie niskiej i wysokiej liczby cykli, przy obciążeniu z kontrolowaną siłą (w tym przypadku kontrolowano amplitudę momentu) i częstotliwości obciążenia 28,4 hz. badania zmęczeniowe były prowadzone przy współczynniku asymetrii cyklu r = –1 i stałej amplitudzie momentu ma = 14,2 nm, co odpowiadało nominalnej amplitudzie naprężenia normalnego dla przekroju netto σa = 248,6 mpa do inicjacji pęknięcia (naprężenia obliczano dla badanej stali, w której rozwijało się pęknięcie zmęczeniowe). wykonano również obliczenia położenia osi obojętnej, ponieważ bimetal składa się z dwóch warstw o różnych modułach younga dla stali i cyrkonu. z obliczeń wynika, że dla stosunku wysokości warstw w przekroju netto próbki h1 : h2 = 1 : 2,5 oś ta znajduje się w stali, w odległości 3,08 mm od podstawy. teoretyczny współczynnik kształtu karbu w próbce wyznaczono zgodnie z równaniem podanym w pracy [5], który przy zginaniu wynosił αk = 1,045. rozwój pęknięć obserwowano na powierzchniach bocznych próbek za pomocą mikroskopu optycznego bezpośrednio na maszynie zmęczeniowej. przyrosty pęknięć zmęczeniowych mierzono za pomocą mikrometru umieszczonego w mikroskopie przenośnym o powiększeniu 25x z dokładnością 0,01 mm, notując jednocześnie bieżącą liczbę cykli obciążenia n. pomiar długości pęknięcia „a” do linii złącza mierzono jako przyrost tej długości w poprzek próbki, natomiast na linii złącza również jako przyrost długości pęknięcia ,ale wzdłuż próbki. wyniki badań i ich analiza obserwacje strukturalne badania wykazały, że w wyniku zgrzewania wybuchowego z zastosowaniem różnych parametrów procesu uzyskano dwa rodzaje połączeń cyrkon-stal: próbkę a1 charakteryzującą się granicą połączenia bez warstwy przetopionej (rys. 5a) oraz próbkę a2 z wyraźną warstwą przetopioną (rys. 5b). proces prowadzono przy jednakowej odległości pomiędzy łączonymi blachami, wynoszącej 4,5 mm oraz dla różnych tablica iii. właściwości mechaniczne badanych materiałów przed połączeniem table iii. mechanical properties of materials before cladding rys. 5. mikrostruktura złącza cyrkon-stal: a) bez warstwy przetopionej, b) z warstwą przetopioną fig. 5. joint microstructure of zirconium-steel: a) without remelted layer, b) with remelted layer a) b) 48 przegląd spawalnictwa 4/2014 prędkości detonacji vd, które wynosiły odpowiednio 2000 m/s (próbka a2) i 2200 m/s (próbka a1). w tablicy iv podano zmierzone wartości średnie parametrów złącza, tj. wysokość i długość fali dla badanych bimetali. ze względu na występowanie obszarów przetopionych określono współczynnik równoważnej grubości przetopień (rgp), wyrażany jako stosunek sumy powierzchni obszarów przetopionych p (w μm2) do pomiarowej długości linii złącza l (w μm). μm przy większej prędkości detonacji (próbka a1) uzyskano średnią wysokość fali h = 53 µm oraz długość n = 409 µm. spadek prędkości detonacji o 10% (próbka a2) spowodował wzrost parametrów fali o blisko 100%; wynosiły one odpowiednio: h = 116 µm oraz n = 725 µm. zaobserwowano również wzrost udziału warstwy przetopionej (współczynnik rgp) z poziomu 0,02 µm dla próbki a1 do wartości 10,98 µm dla próbki a2 (tabl. iv). w przypadku próbki a2 przekroczono wartość graniczną współczynnika rgp przyjętą jako maksymalną dla złącza określanego jako „dobre” (równą 10 µm). badania metalograficzne wykazały, że materiał podstawowy (stal p265gh) charakteryzuje się mikrostrukturą ferrytyczno–perlityczną (rys. 2) o równoosiowych ziarnach ferrytu, których średnia wielkość zawiera się w zakresie od 10 do 20 µm oraz ziarnami perlitu o średnicy od 4 do 11 µm. pasmowy układ ziaren perlitu, obserwowany w stanie wyjściowym, uległ częściowemu zanikowi w wyniku odkształcenia plastycznego i wpływu temperatury w strefie połączenia. mikrostruktura cyrkonu zr 700 przed zgrzewaniem wybuchowym charakteryzowała się równoosiowymi ziarnami, zbudowanymi z ukierunkowanych pakietów fazy α o średnicy ziarna od 70 do 170 µm. przedstawiona na rysunku 2 mikrostruktura cyrkonu w strefie połączenia charakteryzuje się wydłużonymi ziarnami odkształconymi w kierunku przemieszczania się fali detonacyjnej. długość linii złącza l, μm (próbka) średnia wysokość fali h, μm średnia długość fali n, μm suma powierzchni przetopień p, μm2 wartość współ. rgp, μm 15 623 (a1) 53 409 375 0,02 13 318 (a2) 116 725 146 287 10,98 tablica iv. charakterystyczne parametry złącza table iv. characteristic parameters of the joint pomiary twardości pomiary twardości wykonano wzdłuż 3 linii pomiarowych prostopadłych do granicy złącza, na całym przekroju bimetalu cyrkon-stal, a ich wyniki zamieszczono w pracy [6]. pomiary wykonano twardościomierzem leco mht 200, metodą vickersa przy obciążeniu 50 g. w oby przypadkach (próbka a1 i a2) zaobserwowano wzrost twardości w kierunku granicy połączenia, przy czym maksymalne wartości twardości zanotowano w odległości 0,02 mm od linii złącza, zarówno w materiale bazowym (stal), jak i nakładanym (cyrkon). w realizowanej pracy analizowano rozkład twardości w strefie połączenia ze szczególnym uwzględnieniem obszarów przetopionych (próbka a2). wyniki pomiarów twardości przedstawiono na rysunku 6. analiza otrzymanych wyników pozwala stwierdzić, że twardość materiału nakładanego w pobliżu granicy cyrkon-warstwa przetopiona wynosi 183÷225 hv0,05, natomiast dla materiału podstawowego w pobliżu granicy przetopienie-stal uzyskano wartości 272÷277 hv0,05. w obydwu analizowanych materiałach zaobserwowano wzrost twardości w stosunku do twardości materiałów przed zgrzewaniem o 20% dla cyrkonu i 30% dla stali. największą twardość uzyskano w warstwie przetopionej – 571÷839 hv0,05. twardość w obszarach przetopionych jest około trzykrotnie większa w stosunku do średniej twardości cyrkonu i stali w strefie połączenia. analiza składu chemicznego strefy przetopionej [7] wykazała występowanie w niej faz typu fexzry o zmiennej koncentracji poszczególnych pierwiastków w różnych jej obszarach. warunki, w których tworzą się obszary przetopione, tj. bardzo wysokie ciśnienie oraz bardzo krótki czas krzepnięcia, mają istotny wpływ na ich znacznie większą twardość. tak duża twardość powoduje wzrost kruchości tych obszarów, co sprzyja powstawaniu mikropęknięć wewnątrz obszarów przetopionych (rys. 6). zjawisko to potwierdza możliwość występowania naprężeń wewnętrznych powstałych w czasie zgrzewania. badanie właściwości statycznych w celu oceny zgodności bimetalu z wymogami norm obowiązujących dla materiałów platerowanych wybuchowo przeprowadzono, zgodnie z normą en134452, badania właściwości mechanicznych, tj. próbę ścinania, zginania bocznego oraz próbę odrywania. rys. 6. mikrostruktura złącza bimetalu cyrkon (zr) stal (st) wraz z wynikami pomiaru mikrotwardości fig. 6. joint microstructure of the z i r c o n i u m s t e e l bimetal together with results of microhardness 49przegląd spawalnictwa 4/2014 wytrzymałość bimetalu na ścinanie wynosiła rs = 365 mpa i ponad dwukrotnie przekraczała wymaganą przez normę astm b898 wartość 140 mpa. również przy badaniach wytrzymałości na odrywanie zanotowano zbliżone wartości, które wynosiły odpowiednio dla próbki a1 ro = 525 mpa oraz dla próbki a2 ro = 518 mpa. próbka a2 wykazywała również mniejszą wytrzymałość na rozciąganie, która wynosiła rm = 481 mpa, natomiast dla próbki a1 była równa rm = 496 mpa. nieznaczny spadek właściwości wytrzymałościowych w przypadku próbki a2 można tłumaczyć występowaniem kruchej i twardej (co potwierdzono w badaniach mikrotwardości) warstwy przetopionej. na podstawie próby statycznego rozciągania można zauważyć, że wytrzymałość złącza cyrkon-stal jest o ok. 6% wyższa od materiału podstawowego (co potwierdzono na kilku próbkach). dla bimetalu norma astm a 263-94 przewiduje, że wytrzymałość na rozciąganie powinna zawierać się w zakresie pomiędzy minimalną wartością rm materiału podstawowego a maksymalną wartością bimetalu i nie może przekroczyć maksymalnej wartości materiału podstawowego o 35 mpa. powyższa wartość rm dla bimetalu spełnia zalecenia normy. badanie rozwoju pęknięć zmęczeniowych podczas prowadzenia badań zmęczeniowych przy zginaniu obserwowano rozwój pęknięć w bimetalu cyrkon-stal dla próbek a1 i a2. na rysunku 7 przedstawiono przykładowy rozwój pęknięć zmęczeniowych próbek w funkcji liczby cykli. próbki badano przy amplitudzie obciążenia ma = 14,2 nm, a zniszczenie nastąpiło w próbce a1 po nf = 290 000 cykli, natomiast w próbce a2 po nf = 509 000 cykli. inicjację pęknięcia zmęczeniowego obserwowano w próbce a1 po 269 000 cykli, a próbce a2 po 489 000 cykli, natomiast wzrost pęknięcia mierzono od długości 0,17 mm (a1) i 0,15 mm (a2). próbki charakteryzowały się równomiernym wzrostem pęknięć zmęczeniowych po obu stronach powierzchni bocznych. podczas badań obserwowano rozwój pęknięć zmęczeniowych od strony stali. w trakcie wzrostu pęknięcia w stali następował również rozwój pęknięcia w cyrkonie, ale dominujące pęknięcie rozwijało się w stali. pęknięcia pokazane na rysunku 8 rozwijały się w płaszczyznach największych naprężeń normalnych w stali i po dojściu do złącza przecinały je (próbka a1), przechodząc do cyrkonu, w którym rozwijały się podobnie jak w stali. w próbce a2 rozwijające się pęknięcie po dojściu do linii złącza przebiegało wzdłuż tej linii, a następnie w warstwie przetopionej pod różnymi kierunkami, przechodząc do cyrkonu w postaci kilku pęknięć w różnych miejscach. po przejściu pęknięcia przez linię złącza (warstwę przetopioną) wzrastało ono podobnie jak w próbce a1 (rys. 8b). przyczynę takiego zachowania się pęknięć (próbka a1) można tłumaczyć różnym stopniem lokalnego zdefektowania sieci krystalograficznych obu materiałów na granicy złącza, w wyniku zderzenia łączonych materiałów. natomiast rozwój pęknięć następuje w miejscach, gdzie wskutek zdefektowania sieci krystalograficznej wiązania międzyatomowe są najsłabsze. w przypadku próbki a2 podczas jej badań rozwijały się mikropęknięcia w warstwie przetopionej (kruchej), które powodowały relaksację naprężeń w bimetalu i tym samym wpływały na wzrost trwałości zmęczeniowej. taki sam proces (wzrost trwałości) obserwowano również przy innych obciążeniach dla próbek a2. rys. 7. długości pęknięć w funkcji liczby cykli fig. 7. cracks length vs. number of cycles rys. 8. mikrostruktura i ścieżka pękania w złączu cyrkon-stal fig. 8. microstructure and crack path in zirconium-steel joint a) b) 50 przegląd spawalnictwa 4/2014 wnioski na podstawie badań próbek bimetalu sformułowano następujące wnioski: 1. twardość stali bezpośrednio przy granicy metalwarstwa przetopiona jest wyższa od twardości cyrkonu. występująca w próbce a2 warstwa przetopiona charakteryzuje się 2÷3 krotnym wzrostem twardości w stosunku do najwyższych twardości materiałów łączonych. 2. nieznacznie wyższe wytrzymałości statyczne wykazuje próbka a1 w stosunku do próbki a2, natomiast wytrzymałość zmęczeniowa dla próbek a2 jest ok. 1,5 raza wyższa niż dla próbek a1. 3. zarówno w stali, jak i cyrkonie przeważają pęknięcia transkrystaliczne, ale obserwowano również pęknięcia po granicach ziaren. 4. inicjacja i rozwój pęknięć zmęczeniowych przebiegały głównie w stali. natomiast zaobserwowano rozwój pęknięć zarówno na wskroś przekroju poprzecznego próbki, jak i po linii złącza w próbkach a2. literatura [1] crossland b., explosive welding of metals and its application, claredon press, oxford, 1982. [2] banker j., advances in explosion welding, the handbook of advanced welding, woodhead publishing ltd, london, 2004. [3] prażmowski m., paul h., rozumek d., marcisz e., influence of the microstructure near the interface of the fatigue life of explosively welded (carbon steel)/zr clads, key engineering materials, vols. 592-593, 2014, pp. 704-707. [4] rozumek d., mieszane sposoby pękania zmęczeniowego materiałów konstrukcyjnych, studia i monografie, z. 241, politechnika opolska, opole, 2009, s. 152. [5] thum a., petersen c., swenson o., verformung, spannung und kerbwirkung. vdi, duesseldorf, 1960. [6] prażmowski m., paul h., charakterystyka bimetali cyrkonstal zgrzewanych wybuchowo przy różnych parametrach procesu, przegląd spawalnictwa, warszawa, 4/2012, s. 15-21. [7] prażmowski m., paul h. : the effect of stand-off distance on the structure and properties of zirconium – carbon steel bimetal produced by explosion welding, archives of metallurgy and materials, vol. 57, no. 4, pp. 1201-1210. praca częściowo finansowana ze środków budżetowych na naukę jako projekt badawczy nr: nn507 457839. imię i nazwisko kontakt do osoby zamawiającej: adres nip zamawiam książkę plany spawania – teoria i praktyka w redakcji przegląd spawalnictwa w liczbie .... egz. cena cena 1 egzemplarza książki jacka słani: plany spawania – teoria i praktyka wynosi: 80 zł (w tym 5% vat) w celu zamówienia książki w redakcji należy wypełnić formularz zamieszczony obok i przesłać go w formie faksu, skanu lub listu na adres: redakcja – przegląd spawalnictwa aw simp ul. świętokrzyska 14a, 00-050 warszawa tel.: 22 827 25 42, faks: 22 336 14 79 e-mail: pspaw@ps.pl wpłaty należy dokonać na rachunek bankowy: bank bph s.a. oddział w warszawie 45 1060 0076 0000 3200 0043 1836 podpis firma plany spawania teoria i praktyka jacek słania oświadczam, że jestem podatnikiem vat i upoważniam firmę do wystawienia faktury bez podpisu ps 001 2016 www.pdf 86 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 podstawowe parametry głowic ultradźwiękowych   oraz ich wpływ na jakość wykonywanych badań basic parameters of ultrasonic probes and their impact on quality of ultrasonic examination dr sławomir mackiewicz – instytut podstawowych problemów techniki pan. autor korespondencyjny/corresponding author: smackiew@ippt.gov.pl streszczenie w artykule opisano podstawowe parametry głowic ultradźwiękowych zdefiniowane w pn-en 12668-2 oraz astm e 1065-08. opisano typowe uszkodzenia głowic ultradźwiękowych, występujące podczas eksploatacji oraz przeanalizowano ich wpływ na podstawowe parametry głowic ultradźwiękowych. w dalszej kolejności pokazano w jaki sposób parametry głowic mogą wpływać na istotne aspekty badań ultradźwiękowych, w szczególności na wykrywalność, interpretację oraz ocenę wskazań. omawiane zagadnienia zilustrowano praktycznymi przykładami pokazującymi wpływ parametrów głowic na wyniki badań. podkreślono znaczenie właściwego nadzoru nad stanem technicznym głowic ultradźwiękowych w całościowym systemie zapewnienia jakości badań ultradźwiękowych. wskazano na konieczność prowadzenia okresowych kontroli głowic ultradźwiękowych podobnie jak ma to miejsce w odniesieniu do defektoskopów. słowa  kluczowe: głowice ultradźwiękowe; parametry głowic ultradźwiękowych; uszkodzenia głowic ultradźwiękowych; nadzór nad wyposażeniem badawczym, badania ultradźwiękowe abstract the article describes the basic characteristics of ultrasonic probes as defined in the international standards pn-en 12668-2 and astm e 1065-08. it further describes the typical damages to ultrasonic probes in use and their effect on basic probe parameters. then it shows how the probe parameters affect important aspects of ultrasonic testing, especially detection, interpretation and evaluation of indications. the discussed topics are illustrated with practical examples showing correlation between the probe parameters and examination results. the paper emphasizes the importance of proper supervision of technical condition of ultrasonic probes in the overall quality assurance system of ultrasonic testing. it points out the necessity to conduct periodic checks of ultrasonic probes in the same way as it is done with ultrasonic flaw detectors. keywords:  ultrasonic probes; parameters of ultrasonic probes; defects of ultrasonic probes; supervision of test equipment; ultrasonic testing wstęp ważnym elementem zapewnienia jakości badań nieniszczących prowadzonych przez specjalistyczną firmę lub laboratorium jest nadzór nad stosowanym wyposażeniem pomiarowym i badawczym. w przypadku badań ultradźwiękowych sprowadza się do nadzoru nad aparatami ultradźwiękowymi (defektoskopami, grubościomierzami), głowicami oraz wzorcami i próbkami odniesienia. zgodnie z obowiązującymi normami wszystkie wymienione elementy wyposażenia ultradźwiękowego powinny posiadać certyfikaty producenta potwierdzające ich zgodność z odpowiednimi normami. w szczególności defektoskopy powinny spełniać wymagania pn-en 12668-1, zaś głowice pn-en 12668-2. o ile jednak norma dotycząca aparatury ultradźwiękowej nakazuje coroczne sprawdzanie defektoskopów przez uprawnione laboratorium, o tyle norma dotycząca głowic wymaga jedynie wystawienia certyfikatu dla głowic nowych. nie ma tutaj konieczności wykonywania corocznych badań okresowych. obowiązkowe sprawdzenia głowic sławomir mackiewicz muszą być wykonywane jedynie w ramach uproszczonych kontroli operatorskich wykonywanych zgodnie z pn-en 12668-3. należy jednak zauważyć, że kontrole operatorskie dotyczą zasadniczo jedynie dwóch parametrów głowicy: środka oraz kąta wiązki. pozostałe badania, obejmujące pomiar czułości, stosunku sygnału do szumu oraz szerokości impulsu dotyczą kompletnego systemu badawczego aparat głowica i nie mogą być traktowane, jako weryfikacja parametrów samej głowicy. w sytuacji, gdy w laboratorium ndt wykorzystuje się kilka defektoskopów ultradźwiękowych i kilkanaście egzemplarzy głowic każda możliwa kombinacja aparatu ultradźwiękowego i głowicy powinna być periodycznie sprawdzana i odpowiednio dokumentowana. jest to trudne do wykonania i w praktyce niestosowane. zazwyczaj nadzoruje się pewien wybrany zestaw aparat -głowica, co oznacza, że każda ewentualna zmiana typu lub egzemplarza podłączonej do aparatu głowicy oznacza niezgodność w systemie zapewnienia jakości. przeglad welding technology review 87przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 w praktyce oznacza to, że laboratoria badań nieniszczących wykazują znacznie większą dbałość o stan posiadanej aparatury ultradźwiękowej (defektoskopów i grubościomierzy) niż o stan stosowanych głowic. jednak przy bliższej analizie procesu badania ultradźwiękowego nasuwa się wniosek, że w dobie cyfrowych defektoskopów ultradźwiękowych, prawdopodobieństwo uzyskania nieprawidłowych wyników badania z powodu niesprawności defektoskopu jest znacznie mniejsze niż z powodu niesprawności lub zużycia głowicy ultradźwiękowej. z tego powodu okresowa kontrola parametrów głowic ultradźwiękowych powinna być prowadzona podobnie jak ma to miejsce w przypadku defektoskopów. zgodnie z pn-en 12668-2 wymaganie takie nie jest obligatoryjne, jednak można je wprowadzić w drodze uzgodnień pomiędzy zainteresowanymi stronami. badanie okresowe głowic nie musi obejmować wszystkich parametrów wyszczególnionych w pn-en iso 12668-2 dla głowic nowych, lecz jedynie takie, które mają największe znaczenie dla jakości badań oraz mogą z dużym prawdopodobieństwem ulec pogorszeniu w trakcie eksploatacji. podejście takie jest obecnie stosowane w przemyśle lotniczym i powinno być rozszerzone na inne odpowiedzialne obszary badań ultradźwiękowych. celem niniejszego referatu jest pokazanie podstawowych zależności pomiędzy potencjalnymi uszkodzeniami głowic ultradźwiękowych a ich znormalizowanymi parametrami oraz praktycznymi skutkami dla badań ultradźwiękowych. omawiane zagadnienia zilustrowano przykładami pokazującymi, w jaki sposób zmiany określonych parametrów głowic przekładają się na praktyczne aspekty badań. przedstawiony materiał powinien ułatwić specjalistom nadzorującym badania ultradźwiękowe wdrożenie racjonalnych zasad nadzoru nad jakością stosowanych głowic ultradźwiękowych. przegląd parametrów głowic   ultradźwiękowych pełne zestawy parametrów charakteryzujących głowice ultradźwiękowe określono w pn-en 12668-2 [1] oraz astm e 1065-08 [2]. istotną różnicą pomiędzy tymi normami jest fakt, że norma en adresowana jest głównie do producentów głowic, podczas gdy norma astm dotyczy zarówno kontroli głowic przez producenta jak też badań głowic będących w eksploatacji. ponadto norma [1] szczegółowo określa akceptowalne tolerancje dla poszczególnych parametrów, natomiast norma [2] pozostawia to do uzgodnienia pomiędzy zainteresowanymi stronami. norma pn-en 12668-2 określa parametry, które powinien podawać producent w specyfikacji głowicy. zestawy wymaganych parametrów różnią się w zależności od tego czy głowica przeznaczona jest do badań kontaktowych czy zanurzeniowych, czy jest głowicą normalną czy kątową, czy wytwarza fale podłużne czy poprzeczne, czy wreszcie jest głowicą pojedynczą, podwójną, skupiającą lub nieogniskowaną. część parametrów ma charakter czysto informacyjny. są to takie dane jak nazwa producenta i typ głowicy, wymiary i waga, typ gniazda połączeniowego, materiał, kształt oraz rozmiary przetwornika, materiał i wymiary klina załamującego czy też materiał i grubość warstwy ochronnej. pozostałe parametry dotyczą parametrów funkcjonalnych głowic i muszą zostać określone przez producenta w drodze pomiarów lub obliczeń. poniżej omówiono podstawowe parametry głowic, w szczególności takie, które mogą zmieniać się w trakcie eksploatacji i wpływać na jakość wykonywanych badań ultradźwiękowych. podstawowymi charakterystykami głowic ultradźwiękowych są kształt impulsu w dziedzinie czasu (tzw. impuls rf bez detekcji) oraz kształt jego widma w dziedzinie częstotliwości. charakterystyki te stanowią podstawą do wyznaczenia kilku najważniejszych parametrów głowicy. przykładowe charakterystyki uzyskane dla głowicy normalnej fal podłużnych pokazano na rysunku 1. wspomniane wcześniej normy dokładnie określają reflektory, jakie należy stosować w celu uzyskania impulsów referencyjnych charakteryzujących badane głowice. ważne jest, aby w kolejnych badaniach stosować ten sam typ reflektora oraz jednakowe nastawy parametrów nadajnika oraz odbiornika aparatu ultradźwiękowego. istotne znaczenie ma również typ oraz długość kabla łączącego głowicę z defektoskopem. rys. 1. kształt impulsu oraz widmo głowicy v201 wraz z oznaczeniem podstawowych parametrów wyznaczanych na podstawie tych charakterystyk fig. 1. pulse shape and frequency spectrum of v201 probe with description of basic parameters derived from that characteristics na podstawie zarejestrowanego przebiegu czasowego impulsu określa się szerokość impulsu l zdefiniowaną, jako odcinek czasu, na którym amplituda impulsu nie spada poniżej 10% wartości maksymalnej. norma [1] wymaga, aby wyznaczona szerokość impulsu nie odbiegała więcej niż o 10% od wartości podanej w specyfikacji głowicy. należy jednak zauważyć, że wymaganie to dotyczy głowic nowych, w przypadku głowic będących w eksploatacji pn-en 12668-3 dopuszcza aż 50% wzrost długości impulsu w stosunku do pomiaru podstawowego wykonanego przy tych samych nastawach i za pomocą tego samego aparatu ultradźwiękowego. na podstawie porównania napięcia peak-to-peak impulsu referencyjnego ve oraz impulsu nadawczego va wyznacza się tzw. względną czułość głowicy – srel. parametr ten charakteryzuje ogólną sprawność głowicy w przetwarzaniu impulsów elektrycznych na ultradźwiękowe i odwrotnie. zgodnie z normą [1] wartość tego parametru nie powinna odbiegać od wartości podanej w specyfikacji o więcej niż ±3 db. amplitudy napięć ve i va należy wyznaczać za pomocą oscyloskopu cyfrowego bezpośrednio na zaciskach głowicy tj. przed wzmocnieniem oraz filtrowaniem impulsów w układzie odbiorczym aparatu ultradźwiękowego. w przypadku niemożności wyznaczenia parametru srel można zastępczo wyznaczać parametr absolute. gain (wzmocnienie absolutne) zdefiniowany w normie astm [2] i mający ścisły związek z czułością głowicy. wyznaczanie tego parametru nie wymaga stosowania osobnego układu pomiarowego 88 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 z oscyloskopem cyfrowym i polega na określeniu wzmocnienia defektoskopu, przy którym impuls referencyjny głowicy osiąga pełną wysokość ekranu (100% fsh). w odróżnieniu od czułości względnej głowicy srel tak określony parametr będzie zależał od defektoskopu ultradźwiękowego (typu a nawet egzemplarza) oraz ustawienia wielu jego parametrów (rodzaju i energii impulsu nadawczego, impedancji nadajnika, filtrów odbiornika). może zatem służyć jedynie do pomiarów porównawczych prowadzonych za pomocą tego samego układu pomiarowego i przy tych samych ustawieniach. w przypadku badań tego samego typu głowic (a ściślej głowic o jednakowych parametrach elektrycznych) różnica wartości wzmocnień absolutnych będzie odpowiadać różnicy względnych czułości srel tych głowic. na podstawie kształtu widma impulsu referencyjnego wyznacza się dwa inne kluczowe parametry głowicy: częstotliwość środkową f0 oraz względną szerokość pasma δfrel. częstotliwość środkową, zwaną też częstotliwością podstawową głowicy, wyznacza się ze wzoru: f0=(fu-fl)/2 gdzie: fu – górna częstotliwość graniczna pasma głowicy przy 6 db spadku fl – dolna częstotliwość graniczna pasma głowicy przy 6 db spadku zgodnie z normą [1] częstotliwość podstawowa głowicy nie powinna odbiegać od wartości nominalnej podanej w specyfikacji głowicy o więcej niż ±10%. należy zauważyć, że norma astm [2], oprócz częstotliwości środkowej, definiuje także częstotliwość maksimum widma impulsu – fp. różnica między tymi częstotliwościami stanowi miarę asymetrii pasma przenoszenia głowicy i w niektórych przypadkach może być użyta do diagnozowania jej stanu technicznego. względna szerokość pasma głowicy – δfrel wyznaczana jest ze wzoru: δfrel=[(fu-fl)/2)]100% względna szerokość pasma jest parametrem, który charakteryzuje stopień wytłumienia drgań przetwornika głowicy przez przylegającą masę tłumiącą, badany materiał oraz obwody elektryczne aparatu ultradźwiękowego. ponieważ jej wartość silnie zależy od rezystancji wewnętrznej nadajnika oraz charakterystyki częstotliwościowej odbiornika pomiar δfrel powinien być dokonywany w powtarzalnych warunkach, najlepiej przy zastosowaniu tego samego zestawu pomiarowego. zgodnie z normą [1] względna szerokość pasma głowicy nie powinna odbiegać od wartości nominalnej o więcej niż ±15%. w przypadku głowic kątowych ważnymi parametrami, które mogą zmieniać się w trakcie eksploatacji są środek głowicy oraz kąt głowicy. ponieważ, w zależności od nasilenia prowadzonych prac oraz chropowatości badanych powierzchni, parametry te mogą zmieniać się w bardzo różnym tempie, ich kontrola powinna być prowadzona na bieżąco przez operatora. w niektórych przypadkach, przy niesymetrycznym ścieraniu się klina lub linii opóźniającej głowicy może zmienić się także kąt zboczenia wiązki. szereg parametrów wyspecyfikowanych w normie [1] dotyczy charakterystyki geometrycznej wiązki ultradźwiękowej wytwarzanej przez głowicę. w szczególności są to rozbieżności wiązki w dwóch wzajemnie prostopadłych płaszczyznach a także odległość ogniskowa oraz rozmiary ogniska w przypadku głowic skupiających. parametry te zdeterminowanie są głównie przez rozmiary geometryczne elementów głowicy oraz dokładność jej wykonania i montażu. (1) (2) zasadniczo, nie powinny one ulegać zmianom w trakcie eksploatacji, o ile tylko nie ulegnie zmianie częstotliwość podstawowa oraz pasmo przenoszenia głowicy. parametry elektryczne głowicy (pojemność statyczna oraz charakterystyka impedancyjna) mogą zmienić się wskutek eksploatacji jednak ich wpływ na wyniki badania ultradźwiękowego jest zawsze pośredni, tj. przejawia się przez zmiany przebiegu czasowego oraz widma impulsu głowicy. nie ma więc konieczności mierzenia tych parametrów podczas okresowej kontroli głowic ultradźwiękowych. uszkodzenia głowic oraz ich wpływ   na mierzone parametry  podstawą dla wprowadzenia racjonalnej kontroli okresowej głowic ultradźwiękowych musi być zrozumienie zależności, jakie zachodzą między typowymi uszkodzeniami głowic podczas eksploatacji a ich parametrami funkcjonalnymi. w dalszej kolejności należy przeanalizować wpływ określonych parametrów głowicy na praktyczne aspekty badania ultradźwiękowego. biorąc pod uwagę typową konstrukcję głowic ultradźwiękowych opartych na przetwornikach piezoelektrycznych można wyróżnić kilka typowych przyczyn ich eksploatacyjnych uszkodzeń i degradacji. w przypadku głowic kątowych jest to w pierwszym rzędzie ścieranie się czoła klina załamującego prowadzące do zmiany środka oraz kąta głowicy. szczególnie niebezpieczne jest nierównomierne ścieranie się klina prowadzące do zmiany kąta załamania głowicy. przykładowo, dla głowicy o kącie nominalnym 70º niewielka zmiana kąta powierzchni czołowej klina w kierunku podłużnym wynosząca 1º prowadzić będzie do zmiany kąta głowicy o 2,2º co przekracza limit tolerancji określony w normach [1] i [3]. typową przyczyną uszkodzeń głowic normalnych jest odklejanie się oraz pękanie warstwy ochronnej przetwornika głowicy. przykłady głowic z tego rodzaju uszkodzeniami pokazano na rysunku 2. rys. 2. głowice do badań zanurzeniowych z uszkodzoną warstwą ochronną przetwornika fig. 2. immersion probes with defects in the transducer protective layer ten typ uszkodzeń głowicy powoduje osłabienie transmisji fali ultradźwiękowej z przetwornika do materiału badanego, co w pierwszym rzędzie wpływa na obniżenie czułości względnej głowicy srel. w przypadku odklejenia się przetwornika od masy tłumiącej najważniejszą zmianą w parametrach głowicy będzie znaczne zmniejszenie się względnej szerokości pasma δfrel oraz zwiększenie szerokości impulsu l. jednocześnie, 89przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 czułość względna głowicy może ulec pewnemu podwyższeniu. efekty te będą szczególnie widoczne w przypadku głowic szerokopasmowych. przy częściowym odklejeniu się przetwornika od masy tłumiącej może dojść do zniekształcenia widma głowicy polegającego na pojawieniu się dwóch maksimów. zgodnie z wymaganiami normy [1] spadek amplitudy widma pomiędzy sąsiadującymi maksimami nie może przekroczyć wartości 3 db. w przypadku głowic kątowych przyczyną pogorszenia się właściwości użytkowych głowicy może być również odklejenie się przetwornika od klina załamującego. objawi się to głównie przez znaczne obniżenie czułości względnej głowicy srel. w przypadku głowic wąskopasmowych, wyposażonych w cewkę indukcyjną przyczyną uszkodzenia głowicy może być odłączenie się lub przerwanie obwodu cewki. objawi się to jako obniżenie czułości względnej głowicy srel przy jednoczesnym zwiększeniu względnej szerokości pasma. w niektórych przypadkach może zmienić się częstotliwość podstawowa głowicy – f0. w przypadku długotrwałej eksploatacji lub częstego wykonywania badań w podwyższonych temperaturach przetwornik piezoelektryczny głowicy może ulec częściowej depolaryzacji. spowoduje to obniżenie współczynnika sprzężenia elektromechanicznego ceramiki piezoelektrycznej przetwornika i w konsekwencji spadek czułości względnej głowicy srel. w tym przypadku szerokość pasma głowicy oraz szerokość impulsu pozostaną bez zmian. jak wynika z przeprowadzonego przeglądu tylko niektóre z potencjalnych uszkodzeń głowic mogą zostać wykryte w ramach bieżącej kontroli operatorskiej. dotyczy to np. zmiany kąta i/lub środka głowicy. trudne do wykrycia są natomiast uszkodzenia zachodzące stopniowo, niewidoczne na zewnątrz i niepowodujące nagłego pogorszenia parametrów funkcjonalnych głowic. w przypadku wieloletniej eksploatacji uszkodzenia takie mogą znacząco wpłynąć na jakość wykonywanych badań ultradźwiękowych. jedynie sukcesywna kontrola okresowa podstawowych parametrów głowic może skutecznie wykryć i wyeliminować tego rodzaju problemy. wpływ zmian parametrów głowicy   na wyniki badań ocena stanu technicznego głowic w ramach kontroli okresowej opierać się może na tolerancjach określonych w normie [1] bądź też bazować na indywidualnych kryteriach akceptacji ustalanych przez zainteresowane strony. w celu racjonalnego ustalenia takich kryteriów należy przeanalizować podstawowe zależności, jakie zachodzą między zmianami parametrów głowic a istotnymi aspektami badań ultradźwiękowych. jednym z podstawowych parametrów głowicy jest jej częstotliwość podstawowa – f0. norma [1] dopuszcza 10% odchylenie tego parametru od wartości nominalnej. rozważmy, w jaki sposób niekontrolowana zmiana tej częstotliwości może wpłynąć na wyniki badania. z praktycznego punktu widzenia najważniejszą negatywną konsekwencją takiej niezgodności będzie unieważnienie krzywych dgs generowanych przez defektoskop dla danego typu głowicy. oprogramowanie defektoskopu oblicza krzywe dgs przy założeniu częstotliwości nominalnej wybranej głowicy, zaś jej ewentualna niezgodność skutkuje nieprawidłowym obliczeniem długości pola bliskiego i wygenerowaniem krzywej dgs niezgodnej z faktycznym przebiegiem zależności dgs dla danej głowicy. rys. 3. krzywa dgs obliczona przez aparat ultradźwiękowy dla miniaturowej głowicy kątowej o częstotliwości nominalnej f = 4 mhz (linia ciągła) oraz rzeczywista zależność dgs dla głowicy o częstotliwości obniżonej o 15% (linia przerywana). fig. 3. dgs curve calculated by flaw detector for miniature angle probe with nominal frequency of 4 mhz (solid line) as compared to the actual dgs dependence for the probe with actual frequency reduced by 15% (dashed line) w celu ilustracji tego problemu rozpatrzymy przykład szeroko stosowanej głowicy kątowej fal poprzecznych o częstotliwości nominalnej 4 mhz i wymiarach przetwornika 8x9 mm. załóżmy, że wskutek uszkodzenia eksploatacyjnego częstotliwość podstawowa głowicy zmniejszyła się o 15% (tj. do 3,4 mhz). wskutek tego długość pola bliskiego głowicy uległa skróceniu i rzeczywista zależność dgs będzie różnić się do zależności obliczonej przez aparat. różnicę miedzy tymi zależnościami pokazano na rysunek 3. rzeczywista zależność dgs dla rozważanej głowicy przebiega, w dużej części zakresu pomiarowego, ok. 2 db poniżej krzywej teoretycznej obliczonej przez aparat. w przypadku prowadzenia oceny wskazań ultradźwiękowych według tej krzywej ich poziomy echa będą systematycznie zaniżane o ok. 2 db. w przypadku większego odstępstwa częstotliwości podstawowej od wartości nominalnej skala popełnianego błędu będzie oczywiście odpowiednio większa. w celu przeanalizowania wpływu względnej szerokości pasma głowicy δfrel rozpatrzmy charakterystyki częstotliwościowe dwóch głowic kątowych o podobnych parametrach nominalnych, tj. starszego typu głowicy 4t70º10c firmy inco oraz nowoczesnej głowicy abc 0470 firmy keyyu. częstotliwości podstawowe obu głowic są prawie jednakowe (4 mhz), jednak szerokości pasma różnią się zasadniczo. dla głowicy 4t70º10c względna szerokość pasma wynosi tylko 17,9% natomiast dla głowicy abc 0470 jest to 44,2%. większa szerokość pasma w dziedzinie częstotliwości przekłada się na mniejszą szerokość impulsu w dziedzinie czasu. odpowiednie przebiegi czasowe impulsów rf dla obu głowic pokazano na rysunku 5. dla głowicy 4t70º10c normowa szerokość impulsu referencyjnego wynosi 2,26 µs, natomiast dla głowicy abc 0470 jest to zaledwie 0,97 µs. mniejsza szerokość impulsu głowicy powoduje, że układ badawczy wykazuje wyższą rozdzielczość w kierunku osi wiązki. oznacza to możliwość lepszego rozróżniania nieciągłości położonych w zbliżonej odległości od głowicy a także dokładniejszego wyznaczania położeń i rozmiarów wad. wyższa rozdzielczość czasowa głowic ułatwia także odróżnianie ech kształtu od wskazań wad jak również pozwala na wykonywanie dokładniejszych pomiarów grubości. jakkolwiek szerokość pasma i długość impulsu są bardzo ważnymi charakterystykami głowicy musi im towarzyszyć odpowiednio duża czułość głowicy wyrażona parametrem 90 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 srel. impulsy wskazań ultradźwiękowych muszą być nie tylko krótkie, ale też odpowiednio wysokie, tak aby wyraźnie wychodziły ponad poziom szumów. w przypadku dwóch porównywanych głowic nie wyznaczono bezpośrednio czułości względnej srel a jedynie wzmocnienia absolutne przy tych samych ustawieniach aparatu ultradźwiękowego. wynosiły ono odpowiednio 58,3 db dla głowicy 4t70º10c oraz 33,9 db dla głowicy abc 0470. oznacza to, że przybliżona różnica czułości względnych tych głowic wynosiła ok. 24 db na korzyść głowicy typu abc 0470. stwierdzona różnica czułości może wynikać zarówno z procesów degradacyjnych, które zaszły w głowicy rys.  4.  charakterystyki częstotliwościowe głowic kątowych 4t70º10c oraz abc 0470 o podobnych parametrach nominalnych ale różnej szerokości pasma fig. 4. frequency spectra of angle probes 4t70º10c and abc 0470 having similar nominal parameters but different bandwidths rys. 5. kształty impulsów rf głowic kątowych 4t70º10c oraz abc 0470 fig. 5. pulse shapes of angle probes 4t70º10c and abc 0470 4t70º10c w wyniku wieloletniej eksploatacji jak również z faktu, że ceramika piezoelektryczna stosowana w obecnie produkowanych głowicach posiada lepsze parametry niż ceramika stosowana w latach 80-tych. najprawdopodobniej przyczyniły się do tego oba wymienione fakty. niezależnie od tego najważniejsze dla prowadzonych rozważań jest stwierdzenie, w jakim stopniu różnica czułości oraz szerokości pasma obu głowic przekłada się na praktyczne aspekty badań ultradźwiękowych. w tym celu obie głowice ustawiono na wzorcu nr 2 tak, aby uzyskać zmaksymalizowane echo od powierzchni cylindrycznej r25. następnie zwiększono wzmocnienie tak, aby uzyskać czułość badania odpowiadającą reflektorowi odniesienia o średnicy ddsr = 1,5 mm. obrazy ekranu uzyskane po wykonaniu tej procedury dla obu testowanych głowic pokazano na rysunku 6. rys. 6. zobrazowania ultradźwiękowe typu a uzyskane głowicami 4t70º10 oraz abc 0470 na wzorcu nr 2 po nastawieniu jednakowej czułości badania fig. 6. a-scans obtained with 4t70º10c and abc 0470 probes on v1 calibration block after the same sensitivity setting zgodnie z oczekiwaniami zobrazowanie typu a uzyskane głowicą 4t70º10 cechuje się znacznie wyższym poziomem szumów niż zobrazowanie uzyskane głowicą abc 0470. dużo trudniej zaobserwować na nim mniejsze echa, które interferują z szumami i mogą być przeoczone w prowadzonym badaniu. widoczna jest również wyraźna różnica w szerokości impulsów ultradźwiękowych odbitych od powierzchni wzorca. przykład ten pokazuje praktyczną różnicę w prowadzeniu badań ultradźwiękowych przy użyciu głowic, ogólnie rzecz biorąc sprawnych, lecz wyraźnie różniących się co do niektórych parametrów funkcjonalnych. dotyczy to w szczególności takich parametrów jak względna szerokość pasma δfrel oraz względna czułość – srel. 91przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 podsumowanie z przedstawionej analizy i przykładowych rezultatów badań wynika jednoznacznie, że parametry funkcjonalne głowic ultradźwiękowych, a w szczególności ich niekontrolowane zmiany mają bardzo istotny wpływ na jakość prowadzonych badań ultradźwiękowych. wpływają one na prawidłowość nastawiania czułości badania, prawidłowość oceny wskazań oraz dokładność określania położeń i rozmiarów wad. mają także bardzo istotny wpływ na łatwość prowadzenia badań oraz interpretacji wskazań przez operatorów. zapewnienie odpowiedniego nadzoru nad jakością stosowanych głowic jest bardzo ważnym aspektem zapewnienia jakości całego systemu badań ultradźwiękowych i powinno być traktowane na równi z nadzorem nad jakością defektoskopów ultradźwiękowych. oznacza to, że należy prowadzić zarówno bieżące kontrole operatorskie zgodnie z wymaganiami pn-en 12668-3 jak również laboratoryjne badania okresowe wykonywane w oparciu o wymagania pn-en 12668-2 lub astm e 1065-08. badania okresowe powinny obejmować, jako minimum: wyznaczenie kształtu impulsu rf głowicy oraz jego widma a także pomiar takich parametrów jak częstotliwość podstawowa – f0, względna szerokość pasma δfrel oraz względna czułość – srel. kryteria oceny tych parametrów można określić na podstawie wymagań pn-en 12668-2 lub też uzgodnić w porozumieniu z zainteresowanymi stronami. proponowane podejście jest obecnie stosowane w przemyśle lotniczym i należy oczekiwać, że w najbliższych latach rozszerzy się na inne sektory i obszary zastosowań badań ultradźwiękowych. literatura [1] pn-en 12668-2:2010 badania nieniszczące – charakteryzowanie i weryfikacja aparatury ultradźwiękowej – część 2: głowice. [2] astm e 1065-08 standard guide for evaluating characteristics of ultrasonic search units. [3] pn-en 12668-3 badania nieniszczące – charakteryzowanie i weryfikacja aparatury ultradźwiękowej – część 3: aparatura kompletna. 201408_pspaw.pdf 19przegląd spawalnictwa 8/2014 spawalność i wybrane właściwości złączy stali ulepszanych cieplnie weldability and some properties of welded joints  of quenched and tempered steel krzysztof makles mgr inż. krzysztof makles – politechnika częstochowska. autor korespondencyjny/corresponding author: krzysztof_makles@interia.eu wstęp stale o wysokich właściwościach wytrzymałościowych są stosowane w budowie urządzeń, maszyn oraz konstrukcji. ich zaletą, w stosunku do zwykłych stali konstrukcyjnych, jest możliwość znacznego zmniejszenia wymiarów geometrycznych, masy konstrukcji oraz liczby spoin, a przez to zwiększenia wydajności prac produkcyjnych oraz monterskich konstrukcji. podstawowym zabiegiem technologicznym przy spawaniu różnych odmian stali wysokowytrzymałych jest sterowanie energią liniową na poziomie wartości zoptymalizowanych dla danego gatunku materiału tak, aby w wyniku oddziaływania źródła ciepła uzyskać w złączu wymagane właściwości mechaniczne (wytrzymałość na rozciąganie oraz udarność). z danych literaturowych [1, 2] wynika, że problem powstawania w strefie złącza struktur o niekorzystnych właściwościach dotyczy zarówno stali ulepszanych cieplnie, jak i walcowanych termomechanicznie. proces łączenia stali ulepszanych cieplnie wymaga uwzględnienia kilku istotnych problemów technologicznych: – doboru materiałów dodatkowych do spawania; – powstawania pęknięć wodorowych; – tworzenia się w strefie wpływu ciepła strefy rozhartowanej o niższych właściwościach wytrzymałościowych; – wyznaczenia wartości równoważnika węgla oraz temperatury wstępnego podgrzewania w celu uniknięcia pęknięć zimnych; – rozwarstwiania się stali w miejscu segregacji pierwiastków stopowych [3]. streszczenie w artykule przedstawiono trudności występujące przy spawaniu stali wysokowytrzymałych ulepszanych cieplnie. omówiono problem stosowania odpowiedniego równania do wyznaczenia wartości równoważnika węgla. przedstawiono różne metody wyznaczenia temperatury wstępnego podgrzewania w zależności od warunków spawania, w celu uniknięcia pęknięć zimnych oraz uzyskania złącza o wysokich właściwościach wytrzymałościowych. oceniono plastyczność złączy spawanych niskimi parametrami bez podgrzewania wstępnego na podstawie badania udarności. słowa kluczowe: stale ulepszane cieplnie, równoważnik węgla, temperatura podgrzewania wstępnego, właściwości mechaniczne abstract this article describes the problems of welding high strength steel. one of the problem is using correct formula to calculate the carbon equivalent. this paper presents different methods of calculating necessary preheating temperature dependent on welding parameters. preheating temperature is important in order to avoid cold cracking. the mechanical properties of joints weld without preheating temperature was rated. keywords: tmcp, carbon equivalent, preheating temperature, mechanical properties 20 przegląd spawalnictwa 8/2014 dobór materiału dodatkowego do spawania wysoka wytrzymałość stali powoduje trudność w doborze odpowiedniego materiału podstawowego, spełniającego wymagania dotyczące wytrzymałości złącza podczas kwalifikowania technologii spawania. w praktyce przemysłowej, dla stali o granicy plastyczności nieprzekraczającej 700 mpa, najczęściej stosuje się spoiwo o wytrzymałości odpowiadającej łączonym materiałom (tabl. i). dla stali s960ql i s1100ql, a także dla złączy ze stali s690ql o grubościach powyżej 10 mm, do spawania warstwy przetopowej stosuje się drut g4si1 wg pn en iso 14341, natomiast kolejne warstwy wypełnia się spoiwem o wysokich właściwościach wytrzymałościowych, np. drutem union x96. taka technologia wykonania połączenia nie gwarantuje uzyskania wytrzymałości złącza wyższego od materiału rodzimego. podczas próby rozciągania to spoina jest najczęściej miejscem powstania charakterystycznego dla tej próby miejscowego przewężania i w efekcie zerwania próbki. w pn en iso 15614 dotyczącej kwalifikowania technologii spawania przypadek zerwania próbki w spoinie jest dopuszczalny, pod warunkiem osiągnięcia wytrzymałości złącza odpowiadającej co najmniej minimalnej wytrzymałości materiału rodzimego (najniższa wartość wytrzymałości stali wpisana w ateście hutniczym materiału). w procesie spawania na skutek wymieszania materiału podstawowego i dodatkowego uzyskana spoina spełnia powyższe wymaganie. zastosowanie drutu g4si1, dzięki dużej plastyczności spoiwa, pozwala uzyskać dobrą udarność, ograniczyć spawalnicze naprężenia wewnętrzne przez zmniejszenie sztywności spoiny, a także zmniejszyć ryzyko powstawania pęknięć zimnych w spoinie, wynikających z przesztywnienia złącza (duża wartość naprężeń wewnętrznych) oraz wysokiej wartości równoważnika węgla materiału dodatkowego (tabl. ii). aby uzyskać odpowiednie właściwości wytrzymałościowe spoiwa, druty elektrodowe zawierają mikrokrododatki stopowe, takie jak wanad, niob oraz inne [4], które zwiększają wytrzymałość mechaniczną. wprowadzenie dużej zawartości pierwiastków stopowych powoduje jednak pogorszenie właściwości spawalniczych materiałów dodatkowych o re powyżej 900 mpa. z tego powodu, w praktyce często spoiny wypełniające wykonuje się materiałem dodatkowym o niższych właściwościach wytrzymałościowych od materiału rodzimego (druty oznaczone * w tabl. ii). określenie równoważnika węgla w licznych publikacjach oraz normach i wytycznych dotyczących spawania stali ulepszonych cieplnie równoważnik węgla wyznacza się ze wzorów zamieszczonych w pn en 1011 – 2: oba wyrażenia umożliwiają ocenę skłonności stali do tworzenia struktur hartowniczych – martenzytu lub bainitu. na podstawie prób spawalności oraz praktyki przemysłowej określono dla wyrażenia ce następujące kryteria [1, 5]: 0,45 ≥ ce – stale dobrze spawalne; podgrzewanie przed spawaniem jest niewymagane (dla stali o grubości do 25 mm); 0,45 ≤ ce < 0,6 – stale o ograniczonej spawalności, należy wykonać podgrzewanie materiału przed spawaniem oraz stosować procesy niskowodorowe; – stale trudno spawalne, dla których wykonuje się oprócz podgrzewania także zabiegi obróbki cieplnej po spawaniu; 0,8 < ce – stale bardzo trudno spawalne, dla których pomimo wykonania wszystkich wyżej wymienionych zabiegów rezultat procesu spawania jest niepewny, trudno uzyskać złącze pozbawione pęknięć. w pracy [6] podano pełną postać wzoru ce, zawierającą także współczynnik kobaltu: znając wartość ce, temperaturę wstępnego podgrzewania wyznaczyć można za pomocą empirycznego wyrażenia seferiana: gdzie: g – grubość blachy [mm]. znane są także zależności pozwalające określić twardość w strefie wpływu ciepła: należy jednak zwrócić uwagę na fakt, że wyrażenia te mogą być stosowane dla stali o ograniczonej zawartości pierwiastków stopowych i mikrododatków, a przede wszystkim boru (tabl. iii) [7]. w pracy [1] zauważono, że dla nowoczesnych gatunków stali, w których wprowadza się coraz większe ilości dodatków mikrostopowych i pierwiastków zwiększających hartowność stali, należy wprowadzać inne sposoby oceny spawalności, w tym także stosować inne wzory na równoważnik węgla. 21przegląd spawalnictwa 8/2014 tablica ii. zestawienie litych drutów elektrodowych stosowanych do łączenia stali s960ql table ii. filler materials for welding s960ql steels marka nazwa handlowa re, mpa rm, mpa kv, j a5, % ce (1) (2) lincoln lnm monicr >890 950 70 (-40°c) 15 0,71 0,34 thyssen union x 90 * 890 950 50 (-50°c) 15 0,74 0,36 union x 96 930 980 50 (-50°c) 14 0,79 0,39 böhler x 90-ig * 915 960 >47 (-60°c) 20 0,74 0,35 esab ok aristorod 13.31 * 850 890 50 (-30°c) 18 0,76 0,36 ok aristorod 89 * 920 1000 60 (-40°c) 16 0,75 0,36 oerlikon carbofil 2nimocr * >890 ≥940 ≥47 (-40°c) ≥15 0,68 0,31 carbofil 3nimocr ≥930 ≥980 ≥47 (-50°c) ≥14 0,81 0,39 drut stosowany do warstwy przetopowej lincoln ultra mag sg3 490 590 70 (-40°c) 27 0,36 0,25 (1) c + mn/6 + (cr + mo + v)/5 + (ni + cu)/15 (2) c + (mn + mo)/10 + (cr + cu)/20 + ni/40 marka nazwa handlowa re, mpa rm, mpa kv, j a5, % ce (1) (2) lincoln lnm moniva 710 790 70 (-40°c) 20 0,59 0,32 lnm nimo1 690 790 50 (-40°c) 16 0,51 0,29 outershield 690 h 800 830 60 (-40°c) 17 0,54 0.31 thyssen union nimocr co2 680 740 45 (-40°c) 18 0,60 0,30 m21 720 780 45 (-60°c) 16 böhler x 70-ig 800 900 >47 (-50°c) 19 0,57 0,32 nicrmo 2.5-ig co2 780 890 >47 (-40°c) 18 0,62 0,30 m21 810 910 >47 (-60°c) 17 esab ok aristorod 13.29 700 800 60 (-30°c) 19 0,59 0,32 oerlikon carbofil nimocr >690 830 >47 (-40°c) 17 0,55 0,28 carborod nimo2 730 820 >90 (-40°c) 16 0,61 0,31 carbofil nimo2 ≥720 ≥750 ≥70 (-40°c) ≥16 0,54 0,27 (1) c + mn/6 + (cr + mo + v)/5 + (ni + cu)/15 (2) c + (mn + mo)/10 + (cr + cu)/20 + ni/40 tablica i. zestawienie materiałów dodatkowych stosowanych do łączenia stali s690ql table i. filler materials for welding s690ql steel 22 przegląd spawalnictwa 8/2014 pierwiastek zakres stosowalności wzoru do zawartości [%] pierwiastka wzór (1) wzór (2) b nieprzydatny dla stali zawierającej b max 0,005 nb – max 0,06 v max 0,20 max 0,18 mo max 0,75 max 0,75 tablica iii. zakres stosowalności wyrażeń (1) i (2) dla stali zawierających b, nb, v, mo table iii. the scope of application of equations (1) i (2) for steel witch b, nb, v and mo w źródle [5] podano wzór na wyznaczenie wartości ekwiwalentu węgla dla stali wysokowytrzymałych w postaci: gdzie: hd – zawartość wodoru w spoinie (w ml/100 g) wyznaczona metodą glicerynową; w przypadku wyznaczenia zawartości wodoru metodą rtęciową (metoda mis) należy przyjąć: hd = 0,67 • hdmis 0,8; k – intensywność utwierdzenia zależna przede wszystkim od grubości elementów; ustalono (w oparciu o próbę tekken): k = 70 • t; t – grubość materiału [mm]. temperaturę wstępnego podgrzewania określić można za pomocą wyrażenia: yurioka [6], opierając się na wzorze deardena i o’neila, na podstawie licznych badań dla stali z borem opracował wzór: stwierdzono jednocześnie, że dla stali nowej generacji (w tym stali ulepszanych cieplnie) powyższe wyrażenie pozwala w bardzo rzeczywisty sposób wyznaczyć wartość twardości maksymalnych w złączu [6], a tym samym zdobyć informacje o skłonności do pękania. można tego dokonać, wyznaczając maksymalną twardość według zależności: gdzie: – czas stygnięcia w zakresie 800÷500 °c [s]. wyznaczenie temperatury podgrzewania wstępnego yurioka, saito i inni [8] przedstawili bardzo interesującą metodę, opracowaną przez japanese society of steel construction. przeprowadzając eksperymenty na wysokowytrzymałych stalach ulepszanych cieplnie (np. ht 80), stworzyli następującą procedurę służącą określeniu niezbędnej temperatury podgrzewania wstępnego: krok 1. wyznaczyć wartość równoważnika węgla z zależności: gdzie: krok 2. określić metodą glicerynową ilość wodoru, która przechodzi z materiału dodatkowego do spoiny [ml/100 g]. krok 3. przyjąć wartość współczynnika koncentracji naprężeń na podstawie tablicy iv. rodzaj ukosowania kt y (grań) 4 podwójne v (x) (grań) 3,5 y (grań) 4÷5 pojedyncze ukosowanie (grań) 6÷8 v (grań) 1,5 y, x, y, v, u (wypełnienie) 1,5 tablica iv. wartość współczynnika koncentracji naprężeń w zależności od złącza [8] table iv. stress concentration factors at root and toe weld position [8] 23przegląd spawalnictwa 8/2014 krok 4. wyznaczyć intensywność utwierdzenia rf [mpa] z poniższego wzoru: a) dla elementów o dużej grubości, silnie utwierdzonych, gdzie elementy nie mają możliwości swobodnego odkształcania się, np. w budownictwie okrętowym, przy spawaniu z wykorzystaniem zacisków, szablonów itp.: b) dla elementów o średnich grubościach, gdzie zachodzi częściowe swobodne odkształcanie na skutek skurczu: c) dla elementów z cienkich blach (h < 1 mm), które mają możliwość swobodnego odkształcania: gdzie: h – grubość materiału [mm]. krok 5. oszacować wartość naprężeń oddziaływujących na metal spoiny: gdzie: σy – granica plastyczności [mpa]. krok 6. obliczyć współczynnik pękania cl, używając poniższego wyrażenia: gdzie: hjis – zawartość wodoru dyfundującego (w ml/100 g) wyznaczona metodą glicerynową. krok 8. wyznaczyć temperaturę wstępnego podgrzewania na podstawie wykresów (rys. 1), pamiętając by spełniony był warunek: rys. 1. zależność pomiędzy czasem chłodzenia a temperaturą wstępnego podgrzewania dla różnych energii liniowych; 2b – szerokość nagrzewania [8] fig. 1. relation between cooling time to 100ºc and preheating temperature for two value of heat input. 2b – width of preheating zone [8] w normie [10] podano warunki podgrzewania wstępnego dla stali ulepszanych cieplnie. według tych zaleceń, stal s690 należy podgrzewać już od grubości 5 mm (tabl. v). optymalne jest stosowanie podgrzewania dla złączy ze stali ulepszanych cieplnie na poziomie 150 °c (rys. 2) oraz utrzymanie czasu chłodzenia w przedziale 5÷20 s. zbyt szybkie chłodzenie złącza sprzyja tworzeniu struktur hartowniczych, natomiast wprowadzenie za dużej ilości ciepła jest przyczyną powstania strefy rozhartowanej o obniżonej wytrzymałości. tablica v. temperatura podgrzewania wstępnego w zależności od materiału i grubości [9] table v. preheating temperature dependent on material and thickneess [9] materiał grubość, mm 4 5 6 7 8 9 10 12 ≥20 temperatura, °c s235j2+n 25 25 25 25 25 25 25 25 120 s355j2+n 25 25 25 25 25 25 25 25 120 s690ql s700mc 25 80 80 80 80 120 120 120 120 s770ql 25 80 80 80 80 120 120 120 120 s890ql 25 80 80 80 80 120 120 120 120 s960ql 25 80 80 80 80 120 120 120 120 s1100ql 25 80 80 80 80 120 120 120 120 krok 7. obliczyć krytyczny czas chłodzenia (t100)cr z równania: 24 przegląd spawalnictwa 8/2014 rys. 2. parametry spawania spoin czołowych [10] fig. 2. welding parameters for butt joints [10] właściwości złączy spawanych metodą mag w badaniach wykonano złącza ze stali s690ql grubości 11 mm spawane metodą mag łukiem zwarciowym oraz z wykorzystaniem prądu impulsowego. poszczególne ściegi wykonano, stosując niskie parametry prądu spawania oraz wartości energii liniowej na poziomie 4 kj/cm. złącza wykonywano bez podgrzewania wstępnego. dla takich parametrów procesu czas chłodzenia był krótszy od wymaganego w normie [10]. stosując metody obliczeniowe inagakiego i sekiguchiego [11] określono, że czas chłodzenia wynosił 2÷2,5 s. w złączu ze stali s690ql spawanym łukiem zwarciowym (tabl. vi) twardość maksymalna w strefie przegrzania przekracza 420 hv. wyniki badania udarności złącza w miejscu występowania największych wartości twardości (linie 16÷20 na rys. 4) zaprezentowano w tablicy vii. pomimo utwardzenia strefy wpływu ciepła (rys. 3, tabl. vi) złącze charakteryzuje się wysoką udarnością oraz zapasem plastyczności. plastyczność materiału potwierdzają wartości parametru rozszerzenia bocznego – lateral expansion, znacznie wyższe od wartości 0,38 mm – którą to wartość uważa się za graniczą między złomem plastycznym a kruchym [13]. poziom wartości energii pochłanianej przez próbki w próbie udarności oraz ocena przełomu na przekroju nr pomiaru 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 łuk zwarciowy – cv linia 1 330 330 366 360 380 342 314 304 376 454 366 376 linia 2 360 360 360 306 309 394 383 380 373 387 383 376 linia 3 351 348 354 302 325 370 314 450 483 370 363 – łuk impulsowy – puls linia 1 390 363 299 319 304 297 287 325 309 342 390 351 linia 2 322 299 304 345 281 354 – – – – – – linia 3 354 360 351 357 317 297 363 311 – – – – linia 4 390 330 363 351 390 – – – – – – – tablica vi. wyniki badań twardości table vi. results of hardness test of joints złamania złączy wykonanych przy zaniżonych parametrach cieplnych procesu w stosunku do wymaganych przez normy [np. 10] pozwala na podanie w wątpliwość idei stosowania rygorystycznych warunków, np. podgrzewania wstępnego do 150 ºc blach o grubościach od 5 mm. nr próbki udarność, j/cm2 rozszerzenie le, mm materiał rodzimy – base metal – 160 1,40 łuk zwarciowy – cv 17 140 0,93 18 111 0,98 19 97 0,78 20 119 1,14 łuk impulsowy – puls 17 135 1,03 18 130 1,12 19 124 1,01 20 154 1,31 tablica vii. wyniki badań udarności table vii. results of impact test rys. 3. wyniki badań twardości złącza spawanego łukiem zwarciowym fig. 3. results of hardness test of joint welded short circuiting transfer rys. 4. wyniki badań twardości złącza spawanego łukiem impulsowym fig. 4. results of hardness test of joint welded puls arc 25przegląd spawalnictwa 8/2014 w procesie mag-puls, przy wartości energii liniowej jak dla spawania łukiem zwarciowym, ilość wprowadzonego ciepła jest większa o ok. 30% [14, 15], dzięki czemu wydłuża się czas chłodzenia, a maksymalna twardość w złączu nie przekracza dopuszczalnych wartości określonych w normach do kwalifikowania technologii spawania. korzystne jest spawanie impulsowym trybem pracy zasilacza, gdyż pozwala uzyskać bardzo dobre wtopienie oraz uniknąć przyklejeń międzywarstwowych. należy jednak zwrócić uwagę na sposób oceny ciepła wprowadzonego przy spawaniu prądem impulsowym, której to oceny należy dokonywać w oparciu o układ elektroniczny rejestrujący wartości napięcia łuku oraz natężenia prądu z wysoką częstotliwością pomiaru [14]. rys. 5. rozmieszczenie nacięcia karbu fig. 5. notch distribution wnioski stale ulepszane cieplnie są materiałami o bardzo dobrych parametrach wytrzymałościowych, dzięki czemu ich zastosowanie w budowie maszyn i konstrukcji stalowych prawdopodobnie będzie stale zwiększane. procesy spawania wymagają precyzyjnego określenia parametrów cieplnych procesu, takich jak temperatura wstępnego podgrzewania oraz ilość ciepła wprowadzonego. w danych literaturowych brak jest jednak jednolitych wymagań technologicznych, dlatego przy opracowaniu technologii spawania należy korzystać z obliczeniowych metod wyznaczenia spawalności materiału. spawanie stali ulepszanych cieplnie przy niskich parametrach prądowonapięciowych oraz niskiej energii liniowej powoduje wzrost twardości w strefie przegrzania do wartości ponad 420 hv, przy czym strefa złącza zachowuje wysoką udarność oraz dobrą plastyczność. zastosowanie spawania prądem impulsowym pozwala na uniknięcie typowych dla procesu mag niezgodności oraz obniżenie poziomu twardości maksymalnej. literatura [1] butnicki s.: spawalność i kruchość stali. wnt, warszawa 1991. [2] górka j.: właściwości spoin stali obrabianych termomechanicznie o wysokiej granicy plastyczności. przegląd spawalnictwa 12/2011, s. 31–35. [3] lachowicz m., nosko w.: spawanie stali konstrukcyjnej weldox 700. przegląd spawalnictwa, 1/2010, s. 13–18. [4] pierożek b., lassociński j.: spawanie łukowe stali w osłonach gazowych. wnt, warszawa 1987. [5] pilarczyk j., adamiec p.: warunki spawania stali produkowanych przez polskie hutnictwo. wydawnictwa akcydensowe, warszawa 1981. [6] ship structure commitee: carbon equivalence and weldability microalloyed steel. washington, 1991. [7] pn – en 1011-2. [8] yurioka n., suzuki h., ohshita s., saito s.: determination of necessary preheating temperature in steel welding. welding journal, 6/1983, s. 147–153. [9] bessyo k., matsui s., staoh k., horikawa k., okumura t.: jssc guidance report on determination of safe preheating conditions without cracks in steel structures. transaction of joining and welding research institute, 2/1973, s. 117–126. [10] wytyczne isr b 010 firmy liebherr. [11] brózda j., pilarczyk j., zeman m.: spawalnicze wykresy przemian austenitu ctpc – s. wydawnictwo śląsk, katowice 1983. [12] makles k.: praca magisterska: „analiza wpływu rodzaju spawania elektrodą topliwą w osłonie gazów ochronnych na ciepło wprowadzone” pod kierunkiem dra inż. krzysztofa kudły. [13] stankiewicz m., holloway g., marshall a., zhang z., ślązak b.: próba udarności charpy’ego i parametr lateral expansion w ocenie materiałów spawalniczych dla potrzeb kriogeniki. przegląd spawalnictwa 11/2012, s. 2–11. [14] kudła k., wojsyk k.: normowana energia liniowa a ilość ciepła wprowadzonego podczas spawania. przegląd spawalnictwa 12/2010, s. 21–25. [15] melfi t.: new code requirements for calculating heat input. welding journal, 6/2010. ps 11 2017 art 43przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 trwałość zmęczeniowa   złączy spawanych na podkładce stalowej   z dużym odstępem między łączonymi brzegami   fatigue life of joints welded on steel backing strip with large gap between joined edges mgr inż. janusz czuchryj, mgr inż. sławomir sikora – instytut spawalnictwa w gliwicach. autor korespondencyjny/corresponding author: slawomir.sikora@is.gliwice.pl streszczenie według pn-en iso 9692-1, wykonanie złączy spawanych na podkładce stalowej wymaga dotrzymania warunku maksymalnego odstępu między łączonymi elementami. w niektórych przypadkach zwiększenie tego odstępu byłoby technicznie uzasadnione. z tego powodu podjęto pracę mającą na celu określenie wpływu odstępu między łączonymi elementami na trwałość zmęczeniową złączy spawanych. opracowanie podaje opis wyników przeprowadzonych badań oraz sformułowane na ich podstawie wnioski. słowa kluczowe: trwałość; zmęczenie; złącze; odstęp abstract making of welded joints on steel backing strip, according to pn-en iso 9692-1, requires meeting of the condition on maximum gap between components to be joined. in some cases increasing of this gap could be technically justified. for this reason research into the impact of the gap between welded elements on fatigue life of joints has been undertaken. this article gives the description of the results of conducted research and conclusions drawn on their basis. keywords: life; fatigue; joint; gap wprowadzenie w praktyce spawalniczej spawanie na podkładce stalowej stosuje się zwykle wtedy, gdy uzyskanie poprawnego kształtu grani spoiny jest utrudnione lub zachowanie wymaganego odstępu między łączonymi brzegami stanowi problem techniczny. szczególnie dotyczy to konstrukcji o dużych wymiarach i skomplikowanym kształcie, czego przykładem może być przypadek opisany w pracy [1]. zgodnie z wymaganiami pn-en iso 9692-1, maksymalny odstęp między łączonymi brzegami podczas spawania na podkładce stalowej wynosi 15 mm. jeżeli jest on większy, procedura naprawy przewiduje napawanie jednego brzegu, nieniszczącą kontrolę jakości warstw napawanych oraz ich szlifowanie celem wyrównania powierzchni. jest to proces bardzo kosztowny, szczególnie jeżeli zachodzi potrzeba poprawy napoin. zachowanie odstępu większego niż normatywny byłoby łatwiejsze i zdecydowanie tańsze w wykonaniu. należy jednak zauważyć, że większy odstęp prowadzi do zwiększenia objętości spoiny, co z kolei zwiększa prawdopodobieństwo powstania w spoinie nieakceptowalnych niezgodności spawalniczych. w konsekwencji może to prowadzić do obniżenia trwałości eksploatacyjnej wykonanego połączenia. z tego powodu podjęto badania, polegające janusz czuchryj, sławomir sikora przeglad welding technology review na określeniu wpływu odstępu między łączonymi elementami (brzegami) na trwałość zmęczeniową złączy spawanych na podkładce stalowej, bez jej usuwania po spawaniu. aby osiągnąć ten cel, wykonano płyty próbne ze stali s355j2+n ze spoinami czołowymi na podkładce stalowej. do wykonania spoin zastosowano spawanie metodą mag drutem elektrodowym litym (proces 135) przy różnych odstępach między łączonymi brzegami. materiały do badań do badań dysponowano blachą stalową o grubości 20 mm w gatunku s355j2+n po normalizacji w stanie dostawy. do spawania stali s355j2+n z wykorzystaniem procesu 135 zastosowano drut w gatunku spg4s (iso 14341 – a: g50 5 m21 4si1) o średnicy 1,2 mm. drut spg4s zapewnia stopiwo o granicy plastyczności zbliżonej do granicy plastyczności stali s355j2. jako gaz osłonowy podczas spawania zastosowano typową mieszankę o zawartości 80% argonu i 20% dwutlenku węgla (mieszanka iso 14175 – m21 – arc – 20). doi:.http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v89i11 .833 44 przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 kształt, wymiary i wykonanie próbek ze stali s355j2 o grubości 20 mm wykonano złącza próbne na podkładce stalowej, o wymiarach 500 x 500 mm, charakteryzujące się zmiennym odstępem między łączonymi elementami (rys. 1), z których wycięto próbki do badań zmęczeniowych (rys. 2). złącza próbne na podkładce wykonano metodą mag (prądem stałym o biegunowości dodatniej) w pozycji podolnej z wykorzystaniem zmechanizowanego stanowiska multi surfacer d2 produkcji welding alloys. ilość wykonywanych warstw i ściegów była uwarunkowana odstępem między łączonymi brzegami. parametry spawania poszczególnych rodzajów złączy zestawiono w tablicy i. dla zminimalizowania odkształceń kątowych płyt próbnych, zastosowano przeciwodkształcenia polegające na wy korzystaniu podparcia podkładki o odpowiedniej wysokości (rys. 3). tablica i. parametry spawania złączy próbnych na podkładce stalowej table i. welding parameters of test joints on steel backing rys. 2. kształt i wymiary próbek do badań zmęczeniowych: a) schemat próbek, b) widok próbki fig.  2. shape and dimensions of samples for fatigue testing: a) sample diagram, b) view of a sample rys. 3. schemat przeciwodkształcenia minimalizującego odkształcenie kątowe płyty próbnej; h – wysokość podparcia, b – odstęp między łączonymi brzegami fig. 3. diagram of the counter-strain minimalizing the angle strain of a testing plate; h – height of bearing, b – distance between edges being joined rys.  1.  rodzaje złączy próbnych; uwaga: jako podkładkę wykorzystano płaskownik o grubości 5 mm i szerokości 50 mm ze stali s355j2 fig. 1. types of testing joints; note: 5 mm thick s355j2 steel flat bar of 50 mm width was used as a backing strip rodzaj złącza parametry i ii iii iv v vi liczba warstw i ściegów 13 19 22 22 31 39 natężenie prądu, a 220÷250 220÷240 220÷255 230÷245 230÷250 225÷275 prędkość podawania drutu, m/min 7,5 7,5 7,5 7,5 7,5 7,5 napięcie łuku, v 25,5 25,5 25,5 25,5 25,5 25,5 wylot drutu elektrodowego, mm 18÷22 18÷22 17÷20 15÷18 15÷20 16÷20 przepływ gazu osłonowego, l/min 20 20 20 18÷22 18÷20 20 prędkość spawania warstwy lub ściegu,  mm/min 350÷500 400÷450 400 400 400 400÷450 temperatura międzyściegowa, °c 200 200 200 200 200 200 a) b) 45przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 rys.  4.  przykład zgładu makroskopowego złącza wykonanego na podkładce stalowej z odstępem między połączonymi brzegami równym 20 mm fig.  4. example of macroscopic microsection of a joint made on steel backing with the 20 mm distance between joined edges rys. 5. przykład struktur złącza wykonanego na podkładce stalowej z odstępem między połączonymi brzegami równym 20 mm: a) struktura stali s355j2: ferryt + perlit, traw.: nital, pow.: 200 x; b) struktura strefy wpływu ciepła: bainit, traw.: nital, pow.: 200 x; c) struktura spoiny: bainit w siatce ferrytu, traw.: nital, pow.: 200 x fig. 5. example of the structures of a joint made on steel backing with the 20 mm distance between joined edges: a) structure of s355j2 steel: ferrite + perlite, etching: nital, mag. 200 x; b) structure of heat affected zone: bainite, etching: nital, mag. 200 x; c) structure of a weld: bainite in a ferrite network; etching: nital, mag. 200 x; w przypadku złącza oznaczonego cyfrą i wykorzystano podparcie o wysokości 16 mm, w przypadku złączy ii, iii, iv i v o wysokości 25 mm, natomiast w przypadku złącza vi o wysokości 30 mm. elementy płyt próbnych ustalono względem siebie do spawania za pomocą spoin sczepnych. spoiny sczepne wykonano w obrębie rowka spawalniczego (w miejscu układania spoiny). z każdej płyty próbnej wycięto za pomocą piły taśmowej 3 sztuki elementów, z których za pomocą obróbki mechanicznej skrawaniem wykonano próbki do badań zmęczeniowych. kontrola próbek złącza spawane próbek do badań zmęczeniowych poddano kontroli powierzchniowej za pomocą badań wizualnych i penetracyjnych oraz kontroli objętościowej za pomocą badań radiograficznych. badania wizualne złączy próbek przeprowadzono zgodnie z wymaganiami pn-en iso 17637, natomiast ocenę jakości ich wykonania zgodnie z pn-en iso 5817. badania nie wykazały obecności pęknięć na badanych powierzchniach. ze względu na występujące na powierzchni niezgodności spawalnicze sklasyfikowano złącza na poziomie jakości b. badania penetracyjne złączy próbek, przeprowadzone zgodnie z wymaganiami pn-en iso 3452-1 i ocenione zgodnie z wymaganiami pn-en iso 23277, nie wykazały obecności na badanych powierzchniach ani wskazań liniowych, ani nieliniowych. zgodnie z pn-en iso 17635 badane złącza sklasyfikowano na poziomie jakości wykonania b. jak widać, wyniki badań penetracyjnych potwierdzają wyniki kontroli złączy próbek do badań zmęczeniowych za pomocą badań wizualnych. badania radiograficzne złączy próbek przeprowadzono zgodnie z wymaganiami pn-en iso 5579 oraz pn-en iso 17636-1. ocenę jakości złączy na podstawie badań radiograficznych przeprowadzono zgodnie z wymaganiami pn-en iso 10675-1. badania radiograficzne wykazały w objętości badanych złączy obecność rozproszonych pęcherzy gazowych, których wymiar graniczny umożliwia sklasyfikowanie połączeń na poziomie akceptacji 1, co z kolei jest tożsame z poziomem jakości ich wykonania b. podsumowując, można stwierdzić, że złącza próbek do ba dań zmęczeniowych, kontrolowane za pomocą badań nieniszczących, charakteryzowały się wysoką jakością wykonania, czego dowodem było ich sklasyfikowanie na poziomie jakości b wg wymagań pn-en iso 5817. prawidłowość ułożenia warstw i ściegów oraz struktury poszczególnych stref złączy na podkładce stalowej określono na podstawie badań metalograficznych [2]. z wykonanych złączy próbnych wycięto elementy, z których wykonano zgłady makroskopowe (rys. 4) i mikroskopowe (rys. 5). z analizy rysunku 4 wynika, że wykonane złącza charakteryzowały się prawidłowym ułożeniem poszczególnych warstw i ściegów w objętości spoiny. również ich wtopienie w podkładkę i brzegi rowka spawalniczego nie budzi zastrzeżeń. natomiast pokazane na rysunku 5 struktury są zgodne z oczekiwaniami. stanowi to dodatkowe potwierdzenie prawidłowości wykonania próbek do badań zmęczeniowych. a) b) c) 46 przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 równym 20 mm), natomiast najniższą próbki serii vi (próbki z odstępem między połączonymi elementami równym 30 mm). należy jednak zauważyć, że wyliczone przedziały ufności dla wartości średnich żywotności próbek serii i, ii, iii, iv i v wzajemnie się nakładają, co oznacza nieistotność występujących między nimi różnic. zatem wyniki badań próbek serii i do v stanowią ten sam zbiór. w porównaniu do serii v wyniki żywotności próbek serii vi nieco się różnią (przedziały ufności tych serii się nie nakładają). występuje zatem między nimi niewielka różnica. jednak porównanie wyników żywotności próbek serii vi z pozostałymi seriami wykazuje nieistotność występujących różnic, ponieważ przedziały ufności w tym przypadku nakładają się. w konsekwencji można wnioskować, że wyniki badań żywotności próbek wszystkich serii należą do tego samego zbioru. wniosek ten potwierdza analiza rozrzutu wyników badań zmęczeniowych (nmin : nmax) próbek różnych serii (rys. 7). mieści się rys. 6. poglądowe zobrazowanie średnich wartości żywotności próbek ze złączami na podkładce i o różnym odstępie między połączonymi elementami fig. 6. pictorial presentation of medium life of samples with joints on a backing and various distance between components being joined tablica ii. wyniki badań zmęczeniowych złączy spawanych na podkładce, ze stali s355j2, z różnym odstępem między połączonymi elementami table ii. results of fatigue tests of joints welded on a backing, made of s355j2 steel, with various distance between the joined elements lp. odstęp między  połączonymi  elementami,  mm numer  serii numer  próbki liczba  przeniesionych cykli  obciążenia n średnia liczba  przeniesionych  cykli obciążenia n uwagi 1 2 3 5 i 1 2 3 330622 310700 390212 343845 inicjacja pęknięcia w przejściu grani spoiny czołowej do materiału spawanego i podkładki. 4 5 6 10 ii 1 2 3 239609 358714 314477 304267 inicjacja pęknięcia w przejściu grani spoiny czołowej do materiału spawanego i podkładki. 7 8 9 15 iii 1 2 3 339004 332817 372692 348171 inicjacja pęknięcia w przejściu grani spoiny czołowej do materiału spawanego i podkładki. 10 11 12 20 iv 1 2 3 419639 385417 550223 451760 inicjacja pęknięcia w przejściu grani spoiny czołowej do materiału spawanego i podkładki. 13 14 15 25 v 1 2 3 393936 411308 494557 433267 inicjacja pęknięcia w przejściu grani spoiny czołowej do materiału spawanego i podkładki. 16 17 18 30 vi 1 2 3 282964 254354 176499 237939 inicjacja pęknięcia w przejściu grani spoiny czołowej do materiału spawanego i podkładki. numer serii ś re dn ia  li cz ba  p rz en ie si on yc h  cy kl i  ob ci ąż en ia  n x 1 05 przeprowadzone badania i ich wyniki badania zmęczeniowe próbek ze złączami doczołowymi na podkładce stalowej i zmiennym odstępem między połączonymi elementami przeprowadzono na maszynie wytrzymałościowej mts 810 produkcji amerykańskiej, na jednym poziomie naprężenia σmax równym 225 mpa. do badań przyjęto współczynnik asymetrii obciążenia r=σmin/σmax=+0,2. zatem obciążenie próbek podczas badań wynosiło: σmax=225 mpa, σmin=45 mpa. wyniki badań zmęczeniowych zestawiono w tablicy ii i w sposób poglądowy pokazano na rysunku 6. wyniki badań zmęczeniowych poddano analizie statystycznej. w oparciu o rozkład t – studenta [3÷5] wyznaczono, 90% przedziały ufności, w których zawarte są średnie generalne „m” wyników badań oraz 90% przedziały ufności, w których zawarte są poszczególne wyniki „n” badań. granice przedziałów ufności dla średnich generalnych określa się z zależności: n – ζ < m < n + ζ (1) gdzie: n=∑(i=1)ni/n – średnia arytmetyczna próby, ζ=tα•s/ n – dokładność próby, ni – wartości poszczególnych pomiarów, tα – wartość rozkładu t – studenta określona dla liczby stopni swobody k=n-1 i 90% poziomu ufności, s = (1/(n-1)∑(i=1)(n-n)) 2 – odchylenie standardowe, natomiast dla poszczególnych wyników z zależności: n – ζn < n < n + ζn (2) gdzie: ζn = tα•s – dokładność próby. wyniki analizy statystycznej, w postaci graficznej, pokazano na rysunku 7. z analizy tablicy ii oraz rysunków 6 i 7 wynika, że najwyższą trwałością zmęczeniową charakteryzują się próbki serii iv (próbki z odstępem między połączonymi elementami n n 47przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 rys. 8. miejsca inicjacji pęknięć zmęczeniowych badanych próbek: a), b) widok pęknięć na przekroju poprzecznym złącza, c) widok przełomu zmęczeniowego z widocznym ogniskiem pęknięcia fig. 8. an example of fatigue crack initiation in samples being tested: a), b) view of cracks in cross-section of a joint, c) view of fatigue fracture with visible cracking centre on w zakresie od 1 : 1,12 do 1 : 1,60. jest to rozrzut niewielki i świadczy o poprawności uzyskanych wyników badań. we wszystkich przypadkach badanych próbek pęknięcia zmęczeniowe inicjowane były od przejścia grani spoiny do materiału spawanego i podkładki (rys. 8). miejsca inicjacji pęknięć i płaszczyzny rozwoju tych pęknięć są zgodne z oczekiwaniami [6]. przejście grani spoiny do podkładki i materiału spawanego charakteryzuje się zdecydowanie wyższą koncentracją naprężeń niż koncentracja spowodowana obecnością niewielkich pęcherzy gazowych, podsumowanie i wnioski  w niektórych przypadkach konstrukcji stalowych, zwykle o dużych wymiarach i pracujących w warunkach zmiennego stanu obciążenia, zachodzi konieczność spawania brzegów ich elementów konstrukcyjnych na podkładce stalowej, czasami z odstępem większym niż to przewidują normy dotyczące stosowania. jednak ze wzrostem odstępu rośnie objętość wykonywanej spoiny oraz liczba potencjalnych inicjatorów pęknięcia zmęczeniowego i statystyczne prawdopodobieństwo jego zainicjowania. z tego powodu podjęto badania zmęczeniowe próbek ze złączami doczołowymi na podkładce stalowej i ze zmiennym odstępem (5÷30 mm) między łączonymi brzegami. intencją przeprowadzania badań było uzyskanie dodatkowych wskaźników, umożliwiających łatwiejsze i tańsze wykonawstwo konstrukcji spawanych pracujących pod obciążeniami zmiennymi, przy wysokim bezpieczeństwie tych konstrukcji podczas eksploatacji. wykonane złącza próbne poddano kontroli nieniszczącej, polegającej na przeprowadzeniu badań wizualnych, penetracyjnych i radiograficznych. zarówno badania wizualne, jak i penetracyjne nie wykazały obecności pęknięć na badanych powierzchniach. zgodnie z wymaganiami pn-en iso 5817, złącza sklasyfikowano na poziomie jakości wykonania b. identyczny wynik kontroli uzyskano po przeprowadzeniu badań radiograficznych. na radiogramach zarejestrowano obecność niewielkich pęcherzy rozproszonych, których liczba i wielkość spełniają wymagania obowiązujące dla poziomu jakości wykonania b. uzyskane wyniki kontroli świadczą o poprawności zastosowanej do spawania złączy próbnych technologii spawania oraz wykazują wysoką jakość ich wykonania. sformułowany wniosek potwierdzają przeprowadzone badania makroskopowe złączy próbnych. na ich podstawie stwierdzono prawidłowe wtopienie pierwszej warstwy w materiał podstawowy i podkładkę oraz prawidłowe ułożenie warstw wypełniających rowek spawalniczy. struktury materiału podstawowego, strefy wpływu ciepła i spoiny złączy próbnych określono na podstawie badań mikroskopowych. są one zgodne z oczekiwaniami, co stanowi dodatkowe potwierdzenie prawidłowości przyjętej technologii spawania tych złączy. badania zmęczeniowe próbek z różnym odstępem między połączonymi elementami przeprowadzono na jednym poziomie naprężenia σmax=225 mpa i przy współczynniku asymetrii obciążenia r=+0,2. wyniki badań poddano analizie a) b) c)liczba cykli nx10 4 rys. 7. przedziały ufności dla wartości średnich żywotności i wyników żywotności próbek ze złączami na podkładce i o różnym odstępie między połączonymi elementami: — – 90% przedział ufności dla wartości średniej; – 90% przedział ufności dla wyników badań; o – wartość średnia fig. 7. confidence intervals for mean value of life and live results of the samples with joints on a backing and various distance between components being joined: — – 90 % confidence interval for mean value; – 90% confidence interval for testing results; o – mean value ↨ ↨ rozproszonych w objętości spoiny (podczas kontroli radiograficznej złącza zakwalifikowano do poziomu jakości wykonania b) i jest w tym przypadku cechą dominującą. 48 przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 statystycznej, polegającej na wyznaczeniu 90% przedziałów ufności, w których zawarte są średnie generalne wyników badań oraz 90% przedziały ufności, w których zawarte są poszczególne wyniki badań. wyniki analizy w postaci graficznej pokazano na rysunku 7. z rysunku 7 wynika, że najwyższą trwałością zmęczeniową (żywotnością) charakteryzują się próbki z odstępem między połączonymi elementami równym 20 mm (seria iv), natomiast najniższą próbki z odstępem równym 30 mm (seria vi). jak również widać, przedziały ufności dla średnich generalnych poszczególnych serii próbek wzajemnie się na siebie nakładają. można stąd wnioskować o nieistotności występujących między nimi różnic. zatem wyniki badań zmęczeniowych wszystkich próbek należą do tego samego zbioru. we wszystkich przypadkach próbek z różnym odstępem między połączonymi elementami pęknięcia zmęczeniowe inicjowane były od przejścia grani spoiny do materiału podstawowego i podkładki. płaszczyzna przełomów przebiegała prostopadle do osi podłużnej próbek. jest to zgodne z oczekiwaniami, ponieważ przejście to w złączu na podkładce stalowej charakteryzuje się najwyższą koncentracją naprężeń. natomiast przebieg płaszczyzny przełomów zmęczeniowych jest charakterystyczny dla elementów poddanych jednostronnemu rozciąganiu. na podstawie przeprowadzonych badań można sformułować następujące wnioski: 1. złącza spawane na podkładce stalowej, przeznaczone do badań zmęczeniowych, charakteryzowały się wysoką jakością wykonania, umożliwiającą ich sklasyfikowanie na poziomie jakości „b” wg wymagań normy pn-en iso 5817. 2. trwałość zmęczeniowa złączy spawanych na podkładce stalowej z odstępem w grani spoin w zakresie 5÷30 mm jest taka sama. 3. podczas wykonywania złączy spawanych na podkładce stalowej, można stosować w grani odstępy między łączonymi elementami w zakresie 5÷30 mm. 4. wyniki przeprowadzonych badań mogą stanowić dodatkowy wskaźnik podczas projektowania konstrukcji spawanych pracujących w warunkach zmiennego stanu obciążenia. literatura [1] praca badawcza instytutu spawalnictwa nr id – 75: nadzór naukowy nad procesem spawania przy realizacji mostu toruńskiego w warszawie. [2] łomozik m.: metaloznawstwo i badania metalograficzne połączeń spawanych, wydawnictwo instytutu spawalnictwa, gliwice, 2005. [3] dyląg z., orłoś z.: wytrzymałość zmęczeniowa materiałów, wnt, warszawa, 1962. [4] czerwiński j., iwasiewicz a., paszek z., sikorski a.: metody statystyczne w doświadczalnictwie chemicznym, pwn, warszawa, 1970. [5] praca zbiorowa: poradnik niezawodności. podstawy matematyczne, wpm „wema”, warszawa, 1982. [6] robakowski t.: wpływ wad w złączach spawanych na własności eksploatacyjne konstrukcji spawanych, wydawnictwo instytutu spawalnictwa, gliwice, 1997. 201304_pspaw_ki8o.pdf 41przegląd spawalnictwa 4/2013 anna pocica od parowozu do lux-torpedy – cz.ii. spawanie w naprawach i produkcji taboru kolejowego (z teki jacka lassocińskiego) from the steam engine to the lux-torpedoes – part ii. gas welding in the repair of railway rolling stock,   (from jacek lassociński’s portfolio) streszczenie w artykule przedstawiono możliwości wykorzystania spawania elektrycznego w naprawach taboru kolejowego, w tym do naprawy kotłów, palenisk, cylindrów i ścian sitowych parowozu. przedstawiono również przykłady spawanych lokomotyw, wagonów osobowych i towarowych, a także wagonów motorowych, tzw. lukstorped. abstract the paper presents the possibility of using electric welding to repair of rolling stock, including the repair of boilers, furnaces, cylinders and tube-sheets in steam locomotives. it also presents examples of welded steam locomotives, carriages, wagons and motor cars called lux-torpedoes. dr inż. anna pocica – politechnika opolska. wstęp warsztaty kolejowe odegrały dużą rolę w rozwoju spawania łukowego. w 1920 r. warsztaty kolejowe we lwowie otrzymały spawarkę łukową i elektrody kupione w stanach zjednoczonych przez delegację rządu polskiego pod przewodnictwem i. paderewskiego. załoga warsztatów nie miała żadnego doświadczenia spawalniczego, mimo to uruchomiono spawarkę w oparciu o instrukcje w j. angielskim i rozpoczęto naprawy uszkodzonych parowozów [7]. w tym samym czasie (1921) powstała spawalnia „elektrołukowa” w głównych warsztatach kolejowych w poznaniu [5], krakowskich warsztatach pkp (1922) oraz w warszawskiej wytwórni parowozów, w której w 1925 r. pracowało już 15 spawaczy i była to największa spawalnia kolejowa w polsce [8]. warsztaty kolejowe były wyposażone głównie w urządzenia firmy wilson-welder & metals co. new york, aeg union berlin, akt. bolag wex stockholm i la soundure electrique autogene bruksela [1, 6]. urządzenia wilson-weder służyły do spawania prądem stałym, otrzymywanym z przetwornika, składającego się z silnika trójfazowego o mocy 7,5 km, który był sprzężony bezpośrednio z prądnicą prądu stałego. urządzenia wexa były urządzeniami trójfazowymi przystosowanymi do napięcia 190÷220, 380÷440 i 500 v, natomiast nowością były urządzenia la soundure electrique. były to maszyny prądu przemiennego, bez silnika i przetwornika, prąd był pobierany z sieci i przepuszczany przez transformator, z którego uzyskiwano prąd do spawania o napięciu 25÷35 v i natężeniu 100÷500 a [1, 6]. po i wojnie światowej przy budowie parowozów spawania łukowego było niewiele, natomiast stosowano je szeroko do napraw starych wraków pozostawionych przez zaborców. między innymi wykonywano: naprawy palenisk, połączenia rur ze ścianą sitową, łączenie pękniętych ram podwozia i szprych kół parowozowych, naprawy pękniętych cylindrów, a także regenerowano zużyte części, także przez napawanie [1]. najczęściej występującym zużyciem paleniska było nadpalenie krawędzi otworu drzwiczkowego i pękanie blachy między nitem i krawędzią (rys. 1a). miejsce, w którym występowało pęknięcie, ukosowano, a następnie spawano. gdy pęknięcie występowało po obu stronach nitu, usuwano nit, a otwór po nim również ukosowano (rys. 1b). jednostronne pęknięcia, zamaskowane przez główkę nitu, ukosowano, wycinając także część główki. po spojeniu pęknięć „zalewano” spoiwem główki nitów nieusuniętych i otwory po nitach 42 przegląd spawalnictwa 4/2013 usuniętych, a następnie kładziono spoinę na krawędzi otworu drzwiczkowego (rys. 1c) i wiercono otwory na nowe nity [3]. jeżeli wskutek silnego zużycia lub pęknięć należało wymienić część blachy paleniska, wycinano zniszczony materiał, a w jego miejsce wstawiano łaty. krawędź pozostałą po wycięciu oraz łatę ukosowano pod kątem 45o, wstawiano łatę w powstały otwór, po czym spawano jednolub dwustronnie, o ile istniała taka możliwość. wielkość łaty była tak dobierana, by prześwit z każdej strony między jej krawędzią a krawędzią otworu wynosił 3 mm [6]. parametry spawania oraz średnice użytych elektrod zależały od grubości blachy (tabl. i). po spawaniu elektrycznym wytrzymałość na rozciąganie złącza wynosiła 80% wytrzymałości materiału rodzimego, podczas gdy po spawaniu acetylenowym 61%, a po nitowaniu 58% [6]. warsztaty kolejowe we lwowie już po 3 latach od uruchomienia spawarki prowadziły duże naprawy kotłów za pomocą spawania elektrycznego. w ramach napraw głównych wstawiano łaty w ścianie drzwiczkowej paleniska (rys. 2), łaty na ścianach bocznych (rys. 3) oraz na ścianach sitowych (rys. 4) [6, 9]. rys. 1. sposób naprawy otworu drzwiczkowego paleniska [3] fig. 1. furnace door-way repair method [3] tablica i. parametry spawania w zależności od grubości blach [6] table i. welding parameters for different plate thickness [6] grubość blachy, mm średnica elektrody, mm natężenie, a długość spoiny uzyskana w ciągu 1 h, m 6 – 8 9 – 12 14 – 18 ponad 18 4 4 5 6 100 – 120 120 – 140 140 – 160 160 – 180 3 – 4 2 – 3 1 – 2 0,6 stosowano również spawanie elektryczne do łączenia rur płomieniowych ze ścianami sitowymi. początkowo testowano dwie metody łączenia (rys. 5) [9]. w pierwszej w rurach walcowano kołnierze (rys. 5a), po czym brzeg kołnierza spajano ze ścianą sitową, w drugiej spawano rury bez kołnierza (rys. 5b). lepsze okazało się pierwsze rozwiązanie, więc z drugiego zrezygnowano [7]. rys. 2. wstawianie łat na ścianie drzwiczkowej paleniska [6] fig. 2. patch placement in doorwall of furnace [6] rys. 3. wstawianie łat na bocznych ścianach paleniska [9] fig. 3. patch placement in side-walls of furnace [9] rys. 4. wstawianie łat na ścianach sitowych [9] fig. 4. patch placement in tube-sheets [9] rys. 5. metody łączenia rur płomieniowych ze ścianami sitowymi [9] fig. 5. combustion tubes and tube-sheet joining methods [9] rys. 6. cylinder przeznaczony do naprawy [11]: a) zaznaczone fragmenty do wycięcia, b) po odwierceniu i usunięciu odłamków fig. 6. cylinder to repair [11]: a) marked parts to cut out; b) after drilling and damaged metal removing a) b) a) b) 43przegląd spawalnictwa 4/2013 przy wymianie rur płomieniowych spawanych elektrycznie wycinano starą spoinę, ścianę wygładzano i przygotowywano ją do spawania za pomocą specjalnych frezów, po czym postępowano tak jak opisano powyżej. w polsce jedynym zakładem wykonującym naprawy cylindrów parowozowych były warsztaty kolejowe poznańskie. rocznie spawano tam 100 pękniętych cylindrów. uszkodzone cylindry czyszczono parą i gorącą wodą z ługiem, a następnie wycinano materiał wokół pęknięcia, poprzez nawiercenie części i usunięcie materiału przecinakiem pneumatycznym (rys. 6) [11]. przed spawaniem usunięty fragment odformowywano na cylindrze. do cylindra za pomocą specjalnych sztyftów montowano rusztowanie składające się z metalowych kształtowników. do rusztowania mocowano blachy, okalające pęknięte miejsca i służące za oparcie płytek węglowych. płytki te wstawiano do piasku formierskiego, który zapełniał przestrzeń między płytkami, a okalającą blachą. po odformowaniu wyciętej części cylindra rozdzielano ją płytkami na 2÷3 lub więcej „działek” (rys. 7), po czym cylinder opuszczano do dołu spawalniczego (rys. 8), gdzie nagrzewano go węglem drzewnym przez 2÷3 godziny. do spawania cylindrów stosowano elektrody własnej produkcji, odlane w specjalnych formach. w skład tych elektrod wchodziło 25% surówki, 60% złomu żeliwnego i 15% złomu staliwnego. do spawania grubszych odlewów używano elektrod o średnicy 13 mm, a do cieńszych o średnicy 8 mm. po połączeniu bieguna dodatniego do cylindra, a ujemnego do uchwytu spawalniczego rozpoczynano spawanie w pierwszej działce. łuk topił elektrodę i krawędź wycięcia. do spawania wycięcia o wielkości 0,2 m2 potrzeba było 100 kg żeliwa i przy natężeniu 450 a ok. 30 godzin pracy dwóch robotników. w celu ułatwienia i potanienia procesu w miejsce spawania dolewano 5÷20 kg ciekłego żeliwa. żeliwo to, otrzymywane w tzw. kopulakach (żeliwiakach), miało skład chemiczny taki sam jak elektrody spawalnicze. po wlaniu żeliwa spawacz ogrzewał je łukiem, co pozwalało na wymieszanie go z materiałem stopionej elektrody. dodawanie ciekłego żeliwa i rozgrzewanie go łukiem powtarzano kilka razy, do momentu wypełnienia działki. tak samo postępowano z działkami 2 i 3. po ukończeniu spawania miejsce spawane zabezpieczano blachą, a cylinder zasypywano ziemią, pod którą stygł 5÷6 dni [12]. koszty naprawy cylindrów, w porównaniu z ceną cylindrów nowych, przedstawiono na rysunku 9 [12]. spawanie elektryczne stosowano również do naprawy zestawów kołowych taboru [13]. spawano pęknięte szprychy kół i pęknięcia wieńca koła bosego oraz napawano osie wagonowe i parowozowe, czopy korbowe i wiązarowe, podpiasty osi, wytarte piasty na wewnętrznych czołowych powierzchniach, a także wytarte i podcięte obrzeża obręczy. wytrzymałość uzyskanych połączeń wynosiła rys. 7. schemat spawania cylindra [11]: a – przegrody z płytek ogniotrwałych, b – komory zapełnione piaskiem, c – komora zalewana; pojedyncze kreski – materiał elektrody, podwójne kreski – materiał dolany fig. 7. scheme of cylinder welding [11]: a – division made by fireresistant plates; b – chamber with sand, c – flooded chamber; single lines – electrode metal, double lines – added metal rys. 8. plan spawalni warsztatów poznańskich [11] fig. 8. welding shop plan in warsztaty poznańskie [11] rys. 9. koszty naprawy cylindrów w latach 1926-1928 [12] fig. 9. cylinder repair costs in 1926-1928 [12] a bc 44 przegląd spawalnictwa 4/2013 85÷100% wytrzymałości materiału rodzimego, natomiast plastyczność była niewielka [13]. szczególne znaczenie dla gospodarki miało napawanie obręczy kół. tradycyjna metoda naprawy obręczy wymagała demontażu i przetoczenia wszystkich kół. samo wyciąganie zestawu kołowego kosztowało ok. 300 zł i trwało 5 dni. stosując spawanie, naprawę wykonano bez demontażu i trwała ona tylko 3 godziny przy kosztach ok. 20 zł [14]. korzyści płynące z wykorzystania spawania do napraw i regeneracji elementów wagonów i parowozów, a także tendencja do coraz szerszego stosowania metali zamiast drewna, skłoniły konstruktorów do zastosowania spawania w budowie taboru kolejowego. monolityczny charakter konstrukcji spawanych sprawił, że przy tej samej wytrzymałości były one lżejsze i sztywniejsze niż nitowane. wagon węglarka nitowany o ładowności 63,5 t ważył 27 t, podczas gdy wagon spawany, o tej samej ładowności, tylko 22 t, czyli tyle, ile ważył wagon nitowany o ładowności 45,5 t. tak więc, przy tym samym ciężarze własnym można było przewieźć 18 t więcej węgla. w porównaniu z najlżejszym nitowanym wagonem innych konstrukcji, o znacznie zmniejszonej pojemności, oszczędność masy wynosiła 8,6%, a zwiększenie pojemności 8,9% [15]. o wyborze metody spawania decydował rodzaj wykonywanego obiektu oraz jego przeznaczenie, a także koszt wytwarzania [16]. spawanie łukowe, przy ówczesnym stanie techniki, mogło być tańsze od acetylenowo-tlenowego tylko przy bardzo niskich cenach prądu i przy pracach podrzędnych, niewymagających drogich elektrod otulonych. w związku z tym elementy o większych przekrojach spawano acetylenem, a łuk stosowano jedynie do cieńszych blach [15]. w polsce spawanie w budowie taboru kolejowego wprowadzono na początku lat trzydziestych ubiegłego wieku [17]. etapem pośrednim do wprowadzenia wagonów całkowicie spawanych były wagony-meblarki, wykonane w zakładach ostrowieckich, które miały spawane pudło i, na żądanie ministerstwa komunikacji, nitowane podwozie [18]. spawanie zastosowano również w tych zakładach do budowy pługów do odśnieżania typu björk. dzięki zastosowaniu spawania osiągnięto bardzo wytrzymałą konstrukcję, gdyż ostoja, szkielet pudła i płaszcz tworzyły jedną całość, dającą gwarancję pełnej sztywności. uzyskanie, w wyniku spawania, gładkich powierzchni pozwoliło na zminimalizowanie oporu. ponadto gładka powierzchnia i szczelność połączenia zmniejszały niebezpieczeństwo korozji. właśnie ze względu na korozję w zakładach lilpop, rau i loewenstein stosowano spawanie łukowe na tzw. szwach zaciekowych, gdzie występowało niebezpieczeństwo przenikania wody deszczowej [18]. jednymi z pierwszych wagonów całkowicie spawanych były wykonane przez zakłady ostrowieckie na zamówienie sowpoltorgu (zsrr) wagony „samoopróżniacze” (samowyładowcze) (rys. 10, 11). wagony te spawano wyłącznie elektrycznie, stosując elektrody „jotem”, wytwarzane w zakładach [22]. w tym samym czasie zbudowano całkowicie spawane wagony osobowe oraz wagony-platformy, a w 1934 r. w zakładach h. cegielskiego wykonano pierwszy polski wagon spalinowy dla ruchu pospiesznego, całkowicie spawany [17]. w bardzo szerokim zakresie stosowano spawanie w budowie lokomotyw kopalnianych [19]. rama lokomotywy, składająca się z blach o grubości 15 i 20 mm była całkowicie spawana elektrycznie. stosowano spoiny przerywane w odcinkach 130/130 mm i 150/150 mm, przy grubości spoiny równej 0,7 grubości cieńszej z łączonych blach. spawane były również budki, zderzaki, sanie pod silnik oraz szkielety poszycia. do łączenia końcówek elementów przegrzewaczowych oraz belek poprzecznych hamulcowych stosowano zgrzewanie oporowe [19]. w warszawskiej sp. akc. budowy parowozów spawalnia była wyposażona w 3 urządzenia do spawania elektrycznego, pracujące na dwie zmiany, i 12 palników rys. 10. wagon przechylony [22] fig. 10. side-dump car [22] rys. 11. schemat urządzenia wywracającego [22] fig. 11. scheme of unloading system [22] 45przegląd spawalnictwa 4/2013 acetylenowo-tlenowych [20]. spawanie elektryczne stosowano jedynie do elementów kutych lub walcowanych, gdyż normy urzędowe zabraniały spawania odlewów w produkcji parowozów. jednym z elementów spawanych był zbiornik na powietrze stosowany w hamulcach westinghous’a (rys. 12). spoinę wzdłużną wykonano acetylenem, a obwodową elektrycznie. było to związane z większą porowatością i kruchością spoiny uzyskanej łukiem, co w zbiornikach pracujących pod zmiennym ciśnieniem mogło powodować powstawanie pęknięć [20]. mniej odpowiedzialne zbiorniki, jak garnki wydmuchowe, zbiorniki na ropę i gaz, spawano wyłącznie elektrycznie. również łukiem spawano kadzie wodne parowozów, dymnice, pierścienie dymnicze służące do usztywnienia dymnicy, skrzydła i narożniki palenisk, końcówki elementów rurowych przegrzewaczy, kątowniki pomostowe, ramki usztywniające podwozie, garnki zlewne przy tendrach itp. [21]. niezwykle szeroko stosowano spawanie, i to zarówno elektryczne, jak i gazowe, przy produkcji wagonów motorowych i autobusów szynowych [23÷28]. wagon motorowy był to pojazd szynowy o niezależnym napędzie własnym, osadzony na podwoziu charakterystycznym dla wagonu kolejowego, jednocześnie posiadający pewną liczbę przedziałów do przewożenia pasażerów lub bagażu [24]. pojazd ten był wyposażony w osie typu kolejowego, z zewnętrznym, w stosunku do łożysk, umieszczeniem resorów i zderzaków, miał koła ze stalowymi bandażami i hamulce działające na obwód kół [23]. w przypadku autobusu szynowego pudło było osadzone na podwoziu typu samochodowego, z kołami umieszczonymi wewnętrznie w stosunku do resorów i hamulcami samochodowymi [23]. pierwszy wagon motorowy został zbudowany w 1929 r. przez zakłady lilpop, rau i loewenstein. był to wagon o napędzie parowym, z kotłem opalanym mieszanką koksowo-węglową. rok później w zakładach h. cegielskiego w poznaniu rozpoczęto budowę 9 wagonów parowych w oparciu o dokumentację dostarczoną przez angielską firmę clayton ltd. (rys. 13). dokumentację tę jednak zmodyfikowano, wprowadzając wiele zmian i ulepszeń, m.in. zmodernizowano kocioł parowy oraz cały zespół wózka motorowego wraz z napędem i maszyną parową [27, 30]. niewielka prędkość oraz częste awarie kotłów parowych spowodowały, że zaniechano dalszej produkcji takich wagonów [23, 29]. kolejne rozwiązanie, napęd elektryczny akumulatorowy, również był niedoskonały, gdyż ze względu na bardzo duży ciężar baterii akumulatorowych nie można było ich stosować w wagonach dalekoi szybkobieżnych [23]. w sumie do 1932 r. w sieci pkp eksploatowano 12 parowych wagonów motorowych, 20 elektrycznych akumulatorowych i 5 wagonów z silnikami benzynowymi [29]. na liniach zelektryfikowanych, warszawa – żyrardów, warszawa – mińsk mazowiecki, warszawa – otwock, kursowały wagony, których napęd stanowiły 4 elektryczne silniki szeregowe prądu stałego o mocy całkowitej 640 km. każdy silnik napędzał, za pomocą czołowej przekładni zębatej, jedną oś wagonu. szkielet pudła wagonu był zbudowany ze słupków oraz krokwi wykonanych z profili prasowanych. był on pokryty blachą o grubości 2,5 mm. blachy ze szkieletem oraz między sobą były łączone za pomocą spawania elektrycznego. również ostoje wózków nośnych były spawane [24]. w połowie lat trzydziestych zaczęto budować wagony motorowe napędzane początkowo silnikiem benzynowym, a następnie wysokoprężnym silnikiem diesla [23, 27, 29]. pierwsze wagony z silnikiem diesla wykonano w fabryce h. cegielskiego i zakładach lilpop, rau i loewenstein [26]. podwozia i pudła wagonowe były wytwarzane w kraju, a silniki, przekładnie i aparaturę sterowniczą sprowadzano z zagranicy. dopiero w 1934 r. powstała pierwsza całkowicie polska produkcja. silnik, skrzynię biegów, wózek napędny, hamulec pneumatyczny i aparaturę sterowniczą dostarczyła warszawska sp. akc. budowy parowozów, a wózek nośny, podwozie, pudło i całkowite wykończenie wnętrza wykonała fabryka lilpop, rau i loewenstein [26]. do napędu zastosowano silnik wysokoprężny własnej produkcji, skonstruowany przez prof. ludwika ebermana [29]. przekładnię mechaniczną, przenoszącą moc z silnika na koła pędne, również zaprojektował rys. 12. sposoby łączenia den zbiorników na sprężone powietrze [20] fig. 12. methods of compressed air bottom head joining [20] rys. 13. wagon motorowy clayton z silnikiem parowym [30] fig. 13. motor cat with steam engine – clayton type [30] a) b) c) 46 przegląd spawalnictwa 4/2013 rys. 14. wagon motorowy lekkiej konstrukcji szybkobieżny wyprodukowany w zakładach h. cegielskiego [31] fig. 14. light structure motor car made by zakłady h. cegielski [31] rys. 15. wagon motorowy – lukstorpeda [29] fig. 15. main view of motor car called lux-torpeda rys. 16. wymiary lukstorpedy [25] fig. 16. lux-torpeda dimensions [25] rys. 17. szkielet główny spawany w zakładach w chrzanowie [25] fig. 17. main frame structure welded in chrzanów [25] prof. eberman. cała konstrukcja pudła wagonu była spawana [26]. również całkowicie spawany był szkielet stalowy wagonu motorowego zbudowany z profili prasowanych, a także ostoja wózka z blach i profili normalnych, wykonane w zakładach h. cegielskiego [23, 28, 31]. wagon ten, o 86 miejscach siedzących, rozwijał na trasie warszawa – poznań maksymalną prędkość 130 km/h, przy średniej 108 km/h, a na trasie poznań – zbąszyń przy tej samej prędkości maksymalnej, średnia prędkość wynosiła 118 km/h (rys. 14) [28, 31]. do 1939 r. w hcp zbudowano 23 wagony motorowe szybkobieżne z silnikiem spalinowym, w pierwszej wersji z przekładnią mechaniczną, od 1936 r. z przekładnią hydrauliczną, a od 1937 r. elektryczną [31]. w połowie 1936 r. fabrykę lokomotyw w chrzanowie opuścił pierwszy wagon motorowy z rodziny luks -torpeda (rys. 15, 16) [25, 29]. konstrukcję wagonu oparto na dokumentacji technicznej firmy steyr-daimler-puch a.g., jednak podwyższono o 50% moc przez zastosowanie silnika wysokoprężnego, zmieniono konstrukcję wózków, układ wentylacyjny i oświetleniowy, a także zmniejszono liczbę miejsc. dzięki zastosowaniu prasowanych profili stalowych oraz rur ze stali o wysokiej wytrzymałości, aluminium, siluminu i blach karoseryjnych udało się obniżyć ciężar wagonu do 28 t [25]. szkielet główny wagonu był całkowicie spawany i składał się z dwóch półram połączonych za pomocą 47przegląd spawalnictwa 4/2013 literatura [1] strausfogel i.: warsztaty kolejowe i praktyka warsztatowa. drukarnia państwowa, warszawa 1925, s. 59-63. [2] bieliński a.: spawanie miedzi w kolejnictwie. inżynier kolejowy 1939, nr 4, s. 136. [3] czaykowski s.: naprawa żelaznych palenisk kotłów parowozowych za pomocą spawania. spawanie i cięcie metali 1929, nr 6, s. 90-94. [4] czaykowski s.: naprawa ścian miedzianych palenisk parowozów za pomocą spawania acetylenowo-tlenowego. spawanie i cięcie metali 1929, nr 9, s. 3-8. [5] lisowski w.: zastosowanie spawania acetylenowego do naprawy miedzianych palenisk kotłów parowozowych. spawanie i cięcie metali 1931, nr 8, s. 120-123. [6] proczkowski m.: uszkodzenia kotłów parowozowych i ich naprawa. czasopismo techniczne 1923, nr 19, s. 281-285. [7] dobrowolski z.: z dziejów spawalnictwa w polsce. przegląd spawalnictwa 1977, nr 3, s. 49-51. [8] nestor spawalnictwa – rozmowa z prof. dominikiem syryjczykiem. przegląd spawalnictwa 1978, nr 3, s. 21-23. [9] proczkowski m.: uszkodzenia kotłów parowozowych i ich naprawa. czasopismo techniczne 1923, nr 20, s. 298-303. [10] lisowski w.: zastosowanie autogenicznego spawania do napraw miedzianych palenisk kotłów parowozowych. inżynier kolejowy 1932, nr 6, s. 131-135. [11] lisowski w.: naprawa pękniętych cylindrów parowozowych w poznańskich warsztatach pkp. spawanie i cięcie metali 1930, nr 1, s. 3-6. [12] lisowski w.: naprawa pękniętych cylindrów parowozowych w poznańskich warsztatach pkp. spawanie i cięcie metali 1930, nr 2, s. 31-35. [13] strausfogel i.: zastosowanie spawania do naprawy zestawów kołowych taboru kolejowego. spawanie i cięcie metali 1928, nr 4, s. 5-9. [14] szejnowski p.: naprawa obręczy kół parowozowych. spawanie i cięcie metali 1929, nr 3, s. 46. [15] tułacz p., golling f.: spawane wagony kolejowe. inżynier kolejowy 1932, nr 9, s. 198-200. [16] budowa wagonów osobowych spawanych. spawanie i cięcie metali 1928, nr 1, s. 5-9. [17] świderski z.: działalność centralnego ośrodka badań i rozwoju techniki kolejnictwa w zakresie spawalnictwa. przegląd spawalnictwa 1980, nr 11, s. 5. [18] sznerr a., dobrowolski z.: spawanie. spawanie i cięcie metali 1932, nr 5-6, s. 81-82. [19] szumowski a.: zastosowanie spawania i cięcia metali w budowie lokomotyw. spawanie i cięcie metali 1934, nr 6, s. 107-109. [20] daniszewski w.: spawanie w warszawskiej sp. akc. budowy parowozów. spawanie i cięcie metali 1930, nr 5, s. 82-84. [21] daniszewski w.: spawanie w warszawskiej sp. akc. budowy parowozów. spawanie i cięcie metali 1930, nr 6, s. 109-112. [22] wagony samoopróżniacze 30-tonowe dla z.s.r.r. inżynier kolejowy 1933, nr 6, s. 147-149. [23] dakura s.: wagony motorowe. mechanik 1934, z. 11, s. 221-229. [24] zieliński j.: elektryfikacja węzła kolejowego warszawskiego. wiadomości elektrotechniczne 1937, nr 1, s. 13-14. [25] szumowski a.: lekkie i szybkobieżne całkowicie spawane wozy motorowe (lux-torpedy) na pkp. przegląd mechaniczny 1936, nr 15-16, s. 561-569. [26] gutowski m.: polski wagon silnikowy. przegląd techniczny 1935, nr 5, s. 93-95. [27] popowicz s.: budowa wagonów motorowych w polsce i wymagania ruchu. przegląd mechaniczny 1935, nr 23, s. 802-807. [28] tymiński t.: wprowadzenie krajowych wozów silnikowych na pkp. życie techniczne 1935, nr 8, s. 232-236. [29] pokropiński b.: lux-torpeda pkp. wkił, warszawa 1988. [30] www.naukaitechnika.pl/archiwum_techniki/pdf [31] tatara f.: budowa wagonów w zakładach h. cegielski. biuletyn techniczny 1959, nr 7-8, s. 57-67. rys. 18. próba obciążenia gotowej ramy nadwozia [29] fig. 18. loading test of frame bodywork [29] 6 kratowych poprzecznic x pośrodku, 2 poprzecznic y i dwóch sekcji rurowych na końcach szkieletu (rys. 17). węzły rurowe były spawane płomieniem acetylenowo-tlenowym, pozostałe połączenia wykonano łukiem elektrycznym. do spawania stosowano elektrody i drut produkcji krajowej, przy czy w tamtym okresie produkcja elektrod do spawania stali o wysokiej wytrzymałości dopiero się rozpoczynała. połączenia cienkich blach (2 i 3 mm) wykonywano spoinami jednowarstwowymi, a grubszych wielowarstwowymi, przy użyciu cieńszych elektrod, co pozwoliło uniknąć utwardzenia spoiny i swc. ogólnie 75% spoin wykonano za pomocą spawania elektrycznego, resztę acetylenowo-tlenowego, przy czym przeważnie stosowano spoiny czołowe. po zakończeniu robót montażowych i spawalniczych każdy szkielet obciążano, umieszczając na nim pomost z 80 ludźmi, po 10÷12 osób na każdym przęśle (rys. 18) [25]. do końca 1936 r. w zakładach w chrzanowie wykonano pięć wagonów motorowych i skierowano je do obsługi linii kraków – warszawa i kraków – zakopane, jako luksusowe pociągi ekspresowe [29]. dwudziestolecie międzywojenne to okres szybkiego rozwoju pkp, wybudowano wtedy wiele nowych linii i połączeń, wprowadzono nowoczesną trakcję spalinową i elektryczną, odbudowano tabor i rozpoczęto budowę nowego w oparciu o przemysł krajowy. spawanie, jako pewna i szybka metoda łączenia, w sposób istotny przyczyniło się do tego rozwoju. 201110_pspaw.pdf 56 przegląd spawalnictwa 10/2011 jerzy nowacki artur wypych napawanie w regeneracji głowic cylindrowych silników okrętowych surfacing by welding in the regeneration  of cylinder head of ship engine prof. dr hab. inż. jerzy nowacki – zachodniopomorski uniwersytet technologiczny w szczecinie, dr inż. artur wypych – politechnika poznańska. streszczenie analizowano możliwości napawania czaszy głowicy silnika okrętowego ze staliwa niskostopowego 13crmo4-5 nadstopem na osnowie niklu – inconel 625. zbadano mikrostrukturę, skład chemiczny i fazowy napoin w funkcji parametrów napawania i liczby warstw z zastosowaniem mikroskopii świetlnej, skaningowej i dyfrakcji elektronowej oraz określono rzeczywiste parametry cyklu cieplnego napawania za pomocą analizy termowizyjnej. określono skład chemiczny i fazowy zgorzelin wytworzonych w wyniku wysokotemperaturowego utleniania napoin. abstract analysis of ship motor head pad welding method of low alloyed cast steel 13crmo4-5 by nickel matrix superalloy inconel 625 have been presented. microstructure, chemical and phase composition as a function of pad welding parameters and pads number has been investigated using light, electron transmission microscopy, microanalysis, and electron diffraction. real welding thermal cycle parameters have been estimated by thermovision analysis. chemical and phase composition of scale generated as a result of the padding welds high temperature oxidation were determined. wstęp warunki pracy głowic siników okrętowych w środowisku spalin, cyklicznego działania dużych obciążeń mechanicznych i wysokich temperatur działających na czaszę głowicy są przyczynami złożonych procesów w ich warstwie wierzchniej: pękania wskutek nierównomiernego rozkładu naprężeń cieplnych, czy też zużycia erozyjnego, zużycia w wyniku korozji gazowej, niszczenia mechanicznego, np. wskutek odrywania się elementów powierzchni czołowej tłoka. cykliczne zmiany ciśnienia i temperatury w atmosferze gazów spalinowych przyspieszają proces wysokotemperaturowej korozji gazowej i zmęczenia cieplnego obszaru wtryskiwacza mieszanki paliwowo-powietrznej głowicy silnika okrętowego. wytworzenie żaroodpornych i żarowytrzymałych napoin w najbliższym otoczeniu wtryskiwacza mieszanki paliwowo-powietrznej zdecydowanie powinno powiększyć odporność na działanie tych procesów. zwłaszcza napawanie nadstopem na osnowie niklu obszarów wokół wtryskiwacza mieszanki paliwowej powinno zapewnić znaczne przedłużenie trwałości głowicy [1÷4]. napawanie wielkogabarytowych elementów, jakimi są głowice siników okrętowych, wymaga specjalnych zabiegów technologicznych. proces napawania głowicy silnika okrętowego, której masa może wynosić 5000÷8000 kg, może być realizowany na wyspecjalizowanym stanowisku spawalniczym, najlepiej wyposażonym w robot spawalniczy i odchylany obrotnik o bezpiecznym udźwigu odpowiednim dla masy pojedynczej głowicy. oba elementy powinny być sprzężone przez jeden układ sterowania, a procedura napawania winna ograniczać konieczność przebywania personelu bezpośrednio przy stanowisku spawalniczym [5, 6]. duża masa głowicy wymaga długiego czasu podgrzewania przed spawaniem wynoszącego 6÷10 h 57przegląd spawalnictwa 10/2011 przy braku możliwości jego skrócenia w wyniku zwiększenia intensywności nagrzewania, ze względu na ryzyko wprowadzenia lokalnych przemian. za pomocą płaszczy termicznych z podgrzewaczami można zapewnić warunki utrzymania wymaganej temperatury podgrzewania wstępnego do chwili rozpoczęcia napawania i utrzymanie jej w wyniku przykrycia matami termoizolującymi. próby napawania warstwy wierzchniej głowic silników okrętowych analizowano możliwości napawania czaszy głowicy silnika okrętowego wykonanej ze staliwa chromowo molibdenowego 13crmo4-5 o składzie chemicznym: c – 0,16%, mn – 0,645%, si – 0,19%, p – 0,012%, s – 0,015%, cr – 0,94%, mo – 0,47%, cu – 0,19%, al – 0,019% drutem pełnym o średnicy 1,2 mm z żaroodpornego nadstopu na osnowie niklu inconel 625 o składzie chemicznym: ni – osnowa, cr – 22%, mo – 9%, nb – 3,3%, fe – 1%, si – 0,2%, mn – 0,2%, c – 0,02%. zastosowanie zróżnicowanych parametrów napawania inconelu 625 na podłożu staliwa 13crmo4-5 uwarunkowało wystąpienie różnych właściwości wytworzonych napoin. podstawowym parametrem określającym te różnice jest zawartość w napoinach pierwiastków pochodzących z podłoża. udział materiału podłoża jest określany przede wszystkim zawartością żelaza w napoinie. takie uproszczenie jest możliwe, ponieważ żelazo jest głównym składnikiem materiału podłoża. zwiększanie zawartości pierwiastków pochodzących z podłoża powoduje obniżanie odporności na warunki pracy napoiny [7, 8]. celowy jest więc dobór warunków napawania zapewniających jak najmniejszy udział składników stopowych podłoża w napoinie. w celu określenia parametrów zapewniających najlepsze właściwości napoin wykonano kilka serii prób z zastosowaniem zróżnicowanych parametrów napawania. zastosowano trzy poziomy ilości wprowadzonego ciepła napawania: q = 300, 620, 2100 j/mm i atmosferę argonu. temperatura podgrzewania wstępnego wynosiła 250°c. zastosowanie wymienionych warunków napawania wprowadziło znaczące zmiany geometrii, składu chemicznego napoin oraz szerokości strefy wpływu ciepła w materiale podłoża. wytworzono napoiny wielowarstwowe. w napawaniu wielowarstwowym materiałem podłoża dla kolejnej napoiny jest poprzednia warstwa napoiny, stąd można się spodziewać znacznej redukcji pierwiastków pochodzących z podłoża w kolejnych warstwach napoin. dla wszystkich ilości wprowadzonego ciepła napawania wytworzono napoiny trójwarstwowe. jedynie dla q = 300 j/mm wytworzono napoiny czterowarstwowe. zwiększona liczba warstw podczas napawania z ilością wprowadzonego ciepła napawania q = 300 j/mm spowodowana była koniecznością wypełnienia rowka [7]. cykl cieplny napawania warunki kontroli cyklu cieplnego napawania wielkogabarytowych elementów uzasadniają zastosowanie w pomiarach bezstykowej metody termowizyjnej, co umożliwia obserwację rozkładu temperatury w całej masie głowicy w czasie rzeczywistym [8÷10]. termowizyjną analizę cyklu cieplnego napawania wykorzystano do wyznaczenia czasów pozostawania złącza w zakresie temperatur przemian strukturalnych przy parametrach napawania q = 620 j/mm, ar oraz q = 2100 j/mm, ar. na podstawie danych literaturowych i analizy wykresów ctp zastosowanych materiałów rodzimego i dodatkowego określono, że dla materiału podłoża 13crmo4-5 jest to temperatura zawarta w przedziale 800÷500°c, a dla inconelu 625 – temperatury 1100÷ 600°c. wyznaczony na podstawie analizy termowizyjnej czas t8-5 materiału podłoża 13crmo4-5 wynosi 1,4 s dla napawania gdzie q = 620 j/mm, atmosfera – argon, a dla napawania gdzie q = 2100 j/mm, atmosfera – argon, czas t8-5 wynosi 4,7 s. (rys. 1÷3). ponadto wyznaczony termowizyjnie cykl cieplny napawania umożliwia oszacowanie czasu oczekiwania na uzyskanie temperatury międzyściegowej 250÷260°c. rys. 1. krzywa przebiegu chłodzenia podłoża dla napoiny o parametrach q = 2100 j/mm, atmosfera – argon; 1÷4 – czasy wykonania kolejnych napoin [8÷10] fig. 1. the substrate cooling curve for padding weld with process parameters q = 2100 j/mm, the atmosphere – argon, points 1÷4 – the successive padding welds deposit execution times [8÷10] rys. 2. czas t8-5 chłodzenia w zakresie przemian fazowych materiału rodzimego – staliwa 13crmo4-5, ilość wprowadzonego ciepła napawania: q = 620 j/mm i q = 2100 j/mm, ar [8÷10] fig. 2. cooling time t8-5 in the base metal phase transitions – steel 13crmo4-5, the amount of pad welding heat input: q = 620 j/mm and q = 2100 j/mm, ar [8÷10] 58 przegląd spawalnictwa 10/2011 mikrostruktura napoin mikrostrukturę warstw charakteryzuje występowanie typowego dla napawania dendrytycznego układu roztworu stałego γ obecnego zarówno po napawaniu jedno-, jak i wielowarstwowym (rys. 4). w napoinach zidentyfikowano dodatkowo w wyniku analizy xrd rys. 3. czas t11-5 chłodzenia w zakresie przemian fazowych napoiny – inconel 625, ilość wprowadzonego ciepła napawania: q = 620 j/mm i q = 2100 j/mm, ar [8÷10] fig. 3. cooling time t11-5 in the padding weld phase transitions inconel 625, the amount of pad welding heat input: q = 620 j/mm and q = 2100 j/mm, ar [8÷10] rys. 4. mikrostruktura napoiny trójwarstwowej, wytworzonej z ilością wprowadzonego ciepła q = 2100 j/mm w atmosferze argonu; dendryty fazy γ powstałe w wyniku krystalizacji; próbki pobrano z głębokości 2 mm pod powierzchnią lica fig. 4. three-layer padding weld microstructure produced with the amount of heat input q = 2100 j/mm in the argon atmosphere; dendrites γ phase formed by crystallization, sampled from a depth of 2 mm below the face rys. 5. dyfraktogram napoiny trójwarstwowej wytworzonej z ilością wprowadzonego ciepła q = 2100 j/mm w atmosferze argonu; 1 – crfeni, 2 – feni fig. 5. diffraction pattern of three-layer padding weld produced with the amount of heat input q = 2100 j/mm in an argon atmosphere, 1 – crfeni, 2 – feni rys. 6. widok i dyfrakcja elektronowa węglika m23c6 na tle osnowy γ w napoinie trójwarstwowej, wytworzonej z ilością wprowadzonego ciepła q = 2100 j/mm w atmosferze argonu, pow. 27 500x fig. 6. view and electron diffraction of m23c6 carbide in the matrix γ background in three-layer padding weld, prepared with the amount of heat input q = 2100 j/mm in argon atmosphere, magn. 27 500x obecność roztworów stałych crfeni oraz feni występujących w każdym z wariantów napawania (rys. 5). niewielki, niewykrywalny metodą xrd, udział węglika m23c6 w napoinie potwierdzono w wyniku dyfrakcji elektronowej (rys. 6). skład chemiczny napoin badania składu chemicznego napoin wykonano metodą mikroanalizy rentgenowskiej punktowej. zawartość żelaza, pochodzącego z materiału rodzimego, na powierzchni lica napoin trójwarstwowych wykonanych w atmosferze argonu, wynosi 0,66% wagowych dla napoin o parametrach q = 620 j/mm oraz wynosi 2,29% wag. dla napoin o parametrach q = 2100 j/mm. podobne zależności wykazują napoiny wykonane w atmosferze dwutlenku węgla. udział żelaza w napoinach zwiększa się ze wzrostem ilości wprowadzonego ciepła napawania (tabl. i). tablica i. skład chemiczny napoin jednoi wielowarstwowych table i. chemical composition of oneand multilayer padding welds składnik ilość wprowadzonego ciepła napawania q, j/mm 300 300 620 620 2100 2100 nr warstwy w napoinie i iv i iii i iii średnia zawartość składnika w warstwie, % wag. cr 23,9 23,8 18,5 23,3 19,7 23,6 fe 2,3 0,2 23,4 0,7 17,4 2,3 ni 56,3 58,3 40,8 55,9 44,2 55,8 si 0,1 0,1 0,2 0,1 0,2 0,1 ti 0,1 0,1 0,1 0,2 0,1 0,1 mo 13,8 14,1 16,9 15,3 13,9 14,2 nb 3,4 3,3 < 0,1 4,3 4,4 3,9 59przegląd spawalnictwa 10/2011 napawanie z najmniejszą ilością wprowadzonego ciepła napawania, q = 300 j/mm powoduje udział żelaza – głównego składnika podłoża w napoinie na średnim poziomie 7%. napawanie z największą ilością wprowadzonego ciepła napawania, q = 2100 j/mm, powoduje udział żelaza w napoinie na średnim poziomie 21% i jest on mniejszy niż w napoinach z q = 630 j/mm gdzie wartość ta wynosi 28%. zmniejszony udział podłoża w napoinie wysokoenergetycznej wynika z dużej prędkości podawania drutu podczas napawania i wywołanej tym dużej wysokości nadlewu. wyniki wysokotemperaturowego utleniania napoin badania wysokotemperaturowego utleniania napoin wykonano metodą termowagową w zakresie temperatury 850÷930oc w czasie 60 h. najmniejszą odpornością na wysokotemperaturowe utlenianie wykazał się w tych warunkach materiał podłoża, który z dużą szybkością pokrywał się warstwą zgorzeliny tlenkowej. grubość warstwy zgorzeliny wynosiła 410 µm po 8 h ekspozycji w warunkach utleniania. największą odpornością na wysokotemperaturowe utlenianie charakteryzował się materiał dodatkowy – inconel 625. odporność na wysokotemperaturowe utlenianie napoin była mniejsza niż materiału dodatkowego i znacznie większa niż materiału podłoża (tabl. ii). wytworzenie napoiny wielowarstwowej zdecydowanie zwiększa odporność na utlenianie, czego efektem jest wytworzona zgorzelina o grubości 5 µm w czasie ekspozycji wynoszącym 60 h (rys. 7, 8, tabl. ii). skład chemiczny i struktura zgorzelin badania składu chemicznego zgorzelin wykonano metodą mikroanalizy rentgenowskiej punktowej. skład chemiczny zgorzelin wykazuje największy udział chromu niezależnie od ilości wprowadzonego ciepła napawania (tabl. iii). rentgenowska analiza strukturalna utworzonych zgorzelin wykazała, że składnikiem zgorzelin utworzonych na napoinach wykonanych w osłonie argonu, jest związek cr2o3 oraz spinel nicr2o4 (rys. 9). dobra przyczepność zgorzeliny do podłoża zapewnia dobrą ochronę antykorozyjną. w przypadku żadnej napoiny zgorzelina nie odpadła od utlenianej powierzchni. odpadnięcie zgorzeliny od podłoża nastąpiło jedynie w przypadku utleniania materiału podłoża. rys. 7. obraz eds zgorzeliny powstałej na powierzchni staliwa 13crmo4-5, grubość zgorzeliny – 410 µm; a – zgorzelina, b – podłoże fig. 7. eds image of scale formed on the surface of steel 13crmo4-5, the thickness of the scale – 410 µm; a scale, b – substrate rys. 8. obraz eds zgorzeliny na powierzchni lica napoiny trójwarstwowej wytworzonej z ilością wprowadzonego ciepła q = 2100j/mm, grubość zgorzeliny – 5 µm; a – zgorzelina, b – podłoże fig. 8. eds image scale on the surface of the three-layer padding weld face formed with heat input q = 2100j/mm, scale thickness – 5 mm; a – scale, b – substrate rys. 9. dyfraktogram zgorzeliny utworzonej na powierzchni lica napoiny trójwarstwowej wytworzonej z ilością wprowadzonego ciepła q = 2100j/mm w atmosferze argonu; 1 – cr2o3, 2 – nicr2o4 fig. 9. diffraction pattern of the scale formed on the surface of three-layer padding weld face produced with the amount of heat input q = 2100 j/mm in the argon atmosphere; 1 – cr2o3, 2 – nicr2o4 tablica ii. względna zmiana masy próbek podczas utleniania w zakresie temperatury 850÷930oc w czasie 60 h table ii. relative weight change of samples during oxidation in the temperature range 850÷930°c during 60 hours ilość wprowadzonego ciepła napawania q miejsce pobrania próbki przyrost masy, mg/ mm2 13crmo4-5 – materiał rodzimy przed napawaniem powierzchnia głowicy silnika 0,1700 (po 8 h) inconel 625 – materiał dodatkowy przed napawaniem drut elektrodowy 0,0031 q = 2100 j/mm lico napoiny trójwarstwowej 0,0069 q = 620 j/mm lico napoiny trójwarstwowej 0,0048 q = 620 j/mm lico napoiny jednowarstwowej 0,2205 a b a b 60 przegląd spawalnictwa 10/2011 wnioski zastosowanie napawania wielowarstwowego zapewnia zmniejszenie ilości pierwiastków pochodzących z materiału rodzimego, ponieważ dla każdej następnej warstwy napoiny podłożem jest poprzednia. odporność na korozję gazową napoin z nadstopu inconel 625 na stali 13crmo4 wzrasta ze wzrostem liczby ściegów w wyniku zmniejszania się w kolejnych ściegach zawartości pierwiastków sprzyjających korozji, pochodzących z materiału podłoża. zgorzelina zawiera głównie pierwiastki takie jak żelazo, nikiel, tlen i w zdecydowanie największej ilości chrom. zgorzelina utworzona na napoinie w wyniku procesu utleniania składa się z tlenków cr2o3, oraz nicr2o4. największą odpornością na wysokotemperaturowe utlenianie cechują się napoiny wielowarstwowe wykonane z małą ilością wprowadzonego ciepła napawania – q = 620 j/mm. tablica iii. skład chemiczny zgorzelin powstałych na materiale rodzimym, materiale dodatkowym i na powierzchni napoin jednoi wielowarstwowych table iii. chemical composition of scale formed on the base material, the filler material and on the surface of single-and multilayer padding welds składnik materiał rodzimy przed napawaniem materiał dodatkowy przed napawaniem napoina ilość wprowadzonego ciepła napawania q, j/mm 620 620 2100 nr warstwy w napoinie i iii iii średnia zawartość składnika w warstwie, % wag. cr 69,7 72,7 77,1 63,7 fe 84,5 0,3 2,9 0,1 0,7 ni 5,4 1,2 1,3 6,0 o 14,9 19,3 14,6 18,9 17,5 si 0,2 0,2 0,2 0,2 0,2 ti 1,3 0,3 0,1 0,2 mo 0,8 0,4 < 0,1 1,2 nb 0,6 1,3 < 0,1 6,4 literatura [1] cho s., hur j., seo c., park s.: high temperature corrosion of superalloys in a molten salt under an oxidizing atmosphere, journal of alloys and compounds, 2008 vol. 452, no. 1, pp. 11-15. [2] jarosiński, j.; błaszczyk, m., tasak, e., napawanie stali stosowanych w energetyce stopami na osnowie niklu, przegląd spawalnictwa, 1/2007, s. 30-33. [3] kohler m., effect of the elevated-temperature-precipitation in alloy 625 properties and microstructure, superalloys 718, 625 and various derivatives, 1991, s. 363-374. [4] shankar vani: bhanu sankara rao, k. mannan, s.l., microstructure and mechanical properties of inconel 625 superalloy, journal of nuclear materials, vol. 288, issue 2-3 february, 2001, s. 222-232. [5] nowacki j., wypych a., problemy zużycia i modyfikacji warstwy wierzchniej głowic silników okrętowych, przegląd spawalnictwa 7/2010, s. 2-7. [6] nowacki j., wypych a., mikrostruktura i odporność na wysokotemperaturowe utlenianie napoin nadstopu inconel 625 na stali niskostopowej – biuletyn instytutu spawalnictwa 5/2010, s. 84-87. [7] nowacki j., wypych a., zrobotyzowane napawanie stali niestopowych nadstopami niklu, biuletyn instytutu spawalnictwa w gliwicach, 5/2005, s. 58-65. [8] nowacki j., wypych a., termowizyjne badania cyklu cieplnego napawania stali niskostopowej żaroodpornym nadstopem na osnowie niklu, biuletyn instytutu spawalnictwa 5/2008, s. 146-151. [9] nowacki j., wypych a., application of thermovision method to welding thermal cycle analysis, journal of achievements in materials and manufacturing engineering – vol. 40, issue 2, june 2010, s. 131-137. [10] nowacki j., wypych a., ocena cyklu cieplnego napawania stali 13crmo4-5 nadstopem inconel 625 metodą termowizyjną, przegląd spawalnictwa 12/2007, s. 3-7. ps 8 2017 www.pdf 35przegląd  spawalnictwa vol. 89 8/2017 trwałość spawanych instalacji wodnych  wykonanych z nierdzewnych stali austenitycznych durability of welded water supply pipelines made of austenitic stainless steels dr hab. inż. jerzy łabanowski, mgr inż. mateusz jurkowski, dr inż. dariusz fydrych, dr inż. grzegorz rogalski – politechnika gdańska. autor korespondencyjny/corresponding author: jlabanow@pg.gda.pl streszczenie w artykule przedstawiono dwa przypadki przedwczesnych uszkodzeń spawanych instalacji wodnych wykonanych ze stali odpornej na korozję. w celu ustalenia przyczyn uszkodzenia instalacji przeprowadzono badania metalograficzne makroi mikroskopowe oraz mikroanalizę składu chemicznego eds na próbkach pobranych z reprezentatywnych miejsc. wykazano, że głównymi przyczynami awarii rurociągów wody pitnej były niezgodności spawalnicze, które przyczyniły się do korozyjnego uszkodzenia instalacji. na podstawie uzyskanych wyników sformułowano wnioski dotyczące przyczyn uszkodzenia odcinków rurociągów oraz zalecenia dotyczące trwałości spawanych instalacji wodociągowych ze stali nierdzewnych austenitycznych. słowa kluczowe: aisi 304; stal austenityczna; uszkodzenie; korozja; rurociągi abstract two cases of premature failure of welded water supply pipelines made of stainless steel are presented in this article. metallographic examinations and edx microanalysis of the corrosion products on selected samples has been carried out to determine causes responsible for failures. examinations revealed that main causes of welded water supply pipelines failure were welding imperfections which lead to the corrosion damage. on the basis of received results conclusions about causes of pipelines damages and recommendations for durability of welded water supply pipelines made of austenitic stainless steels were formed. keywords: aisi 304; austenitic stainless steel; failure; corrosion; pipelines wstęp powszechnie stosowanymi na instalacje wodne materiałami metalowymi są: miedź i stopy miedzi (brązy, mosiądze), stal ocynkowana oraz stale odporne na korozję. obecnie jako materiał instalacji do przesyłania wody pitnej oraz ciepłej wody użytkowej coraz częściej wykorzystywane są austenityczne stale nierdzewne, które ze względu na wysoką odporność korozyjną, gwarantują długotrwałą bezawaryjną pracę, ale również spełniają wymagania sanitarne norm i przepisów dotyczące np. rozwoju bakterii oraz rozpuszczania materiału instalacji i wzbogacania wody w jony metalu [1÷3]. z tych powodów m. in. odchodzi się od stosowania rur ze stali ocynkowanej, które są mniej odporne na korozyjne działanie wody wodociągowej i mają ograniczenie stosowania w kontakcie z ciepłą wodą do 55 °c. aktualne wymagania trwałości instalacji wodnej min. 50 lat i wymagania utrzymania ciepłej wody w granicach 55÷60 °c promują zastosowanie na instalacje wodne stali austenitycznych [1,2]. stale austenityczne są w stanie spełnić wszystkie wymagania stawiane materiałom na instalacje wodne jerzy łabanowski, mateusz jurkowski, dariusz fydrych, grzegorz rogalski przeglad welding technology review pod warunkiem zapewnienia prawidłowego procesu montażu, a zwłaszcza spawania oraz kontroli podczas eksploatacji. nieprawidłowości w procesie wykonywania złączy ze stali austenitycznych często są główną przyczyną procesów korozyjnych instalacji pomimo tego, że woda wodociągowa wydaje się być bardzo łagodnym środowiskiem korozyjnym [2,4÷7]. w systemach rozprowadzania i magazynowania wody stale austenityczne z uwagi na stan pasywny nie są zagrożone korozją galwaniczną. korozja równomierna też nie stanowi problemu ze względu na bardzo małą szybkość procesu. natomiast korozja lokalna: wżerowa, szczelinowa, naprężeniowa, międzykrystaliczna i zmęczeniowa może wystąpić w warunkach miejscowego uszkodzenia warstewki pasywnej. przyczyny wystąpienia korozji lokalnej są spowodowane wieloma czynnikami, które można rozpatrywać w grupach dotyczących: czynników materiałowych, parametrów wody, projektu i wykonawstwa instalacji, stanu przekazania instalacji do eksploatacji i próby ciśnieniowej oraz warunków eksploatacji instalacji [2,5]. 36 przegląd  spawalnictwa vol. 89 8/2017 są to warstwy tlenkowe o odmiennej budowie w stosunku do warstw pasywnych, w mniejszym stopniu zabezpieczające przed korozją. gruba warstwa tlenków na powierzchni stali zubaża w chrom materiał znajdujący się bezpośrednio pod warstwą. zawartość chromu może obniżyć się poniżej granicznej wartości 10,5% przyczyniając się do zwiększenia podatności stali na korozję. jeśli warstwy tlenkowe mają barwę ciemniejszą niż słomkowa, ryzyko korozji wżerowej wzrasta. jednakże nawet warstwy tlenkowe barwy słomkowej mogą w pewnych warunkach zwiększać ryzyko korozji wżerowej, dla określonych gatunków stali, składu wody i temperatury. zabezpieczenie się przed tworzeniem przebarwień jest możliwe w warunkach spawania w skutecznej osłonie gazów obojętnych. wszelkie barwy nalotowe, które powstaną na powierzchni stali po spawaniu powinny zostać usunięte. należy przeprowadzić czyszczenie chemiczne, przepłukanie rurociągu i repasywację powierzchni [8,11÷13]. szczególnie niebezpieczne z punktu widzenia rozwoju korozji szczelinowej są pory i braki przetopu w grani spoin obwodowych. skłonność do uszkodzeń korozyjnych gwałtownie wzrasta, gdy szczeliny są węższe niż 0,5 mm i gdy rośnie ich głębokość. podatność na korozję szczelinową rośnie również, gdy zastosowane polimerowe materiały uszczelniające zawierają jony chlorkowe i emitują je do środowiska. zwiększone ryzyko korozji szczelinowej występuje w przypadku dopuszczenia do zastoju wody lub przepływu z bardzo małą prędkością. w takich warunkach na powierzchniach poziomych rurociągów mogą tworzyć się osady z zanieczyszczeń pozostawionych podczas prac instalacyjnych, bądź z cząstek naniesionych przez wodę z dalszych gałęzi instalacji, często wykonanych z odmiennych materiałów. w przypadku łączenia instalacji należy zastosować filtry mechaniczne, które skutecznie chronią przed przedostawaniem się zanieczyszczeń pomiędzy instalacjami [2]. czynniki geometryczne mogą wpływać na występowanie korozji zmęczeniowej rurociągów. w systemach z ciepłą wodą mogą występować naprężenia cykliczne wskutek rozszerzania i kurczenia się stali, należy temu przeciwdziałać przez prawidłowy projekt i wykonawstwo. podobne zalecenia dotyczą ograniczenia naprężeń rozciągających od obciążeń zewnętrznych rurociągu w celu uniknięcia korozji naprężeniowej stali austenitycznych [2,14,15]. wpływ próby ciśnieniowej i przekazanie do eksploatacji  w przypadku, gdy po wykonaniu próby ciśnieniowej i odwodnieniu pozostają w instalacji resztki wody, rośnie ryzyko korozji wżerowej, ponieważ woda odparowując zwiększa stężenie chlorków. zatem gotowa instalacja, jeszcze przed jej eksploatacją, powinna pozostać w stanie suchym lub w stanie napełnionym wodą. istotne jest również usunięcie cząstek stałych, które mogły zostać wprowadzone do rur podczas prac instalacyjnych. gruntowne przepłukanie instalacji, natychmiast po pierwszym napełnieniu, zmniejsza ryzyko wystąpienia korozji szczelinowej pod osadami w trakcie eksploatacji [1,2,6,14]. wpływ warunków eksploatacji systemu zagrożenie korozją wżerową rurociągów wzrasta wraz ze wzrostem temperatury, a obniża się ze wzrostem prędkości przepływu wody. podobnie jest w przypadku korozji szczelinowej. zagrożenie uszkodzeniem rośnie wraz z temperaturą oraz w warunkach zastoju wody [2]. w dalszej części artykułu opisano dwa przypadki uszkodzeń instalacji do przesyłu ciepłej wody użytkowej wykonane ze stali austenitycznych, których czas eksploatacji wyniósł zaledwie kilka miesięcy. wskazano przyczyny przedwczesnego uszkodzenia rur. czynniki materiałowe ryzyko wystąpienia korozji wżerowej i szczelinowej stali austenitycznych obniża się wraz ze wzrostem zawartości chromu, molibdenu i azotu w stali, jeśli pozostałe warunki pozostają stałe. według wymagań pn-en 10312 do wykonania rur kontaktujących się z wodą pitną zalecane są stale zawierające molibden. zawartość molibdenu w składzie chemicznym stali powyżej 2% zwiększa trwałość warstwy pasywnej a przez to umożliwia stosowanie tego typu stali w środowiskach o zwiększonej zawartości jonów chlorkowych. stan powierzchni stali nierdzewnej ma duży wpływ na jej odporność korozyjną. tylko czysta i wolna od wszelkich zanieczyszczeń organicznych i metalicznych powierzchnia stali zapewnia największą odporność na korozję. należy szczególnie unikać kontaktu z cząstkami stali niestopowych lub niskostopowych, które mogą zostać osadzone lub wbite do warstwy wierzchniej stali nierdzewnej. dzieje się tak często podczas wspólnego składowania stali nierdzewnej i węglowej, podczas obróbki mechanicznej obu rodzajów stali tymi samymi narzędziami, a zwłaszcza podczas szlifowania stali węglowych w sąsiedztwie stali nierdzewnych. produkty korozji osadzonych cząstek stali węglowych zawierające jony fe3+ są czynnikami silniej utleniającymi niż rozpuszczony w wodzie tlen [2,3,5,8]. w przypadku korozji naprężeniowej zagrożenie uszkodzeniem zmniejsza się wzrostem stężenia niklu w stali. usunięcie naprężeń rozciągających w elementach kształtowanych plastycznie na zimno można osiągnąć poprzez obróbkę cieplną, wyżarzanie odprężające i przesycanie [9,10]. natomiast obróbki powierzchniowe: śrutowanie i kulowanie zalecane są w celu wytworzenia naprężeń ściskających i przez to ograniczenie podatności do korozji naprężeniowej. wzrost podatności na korozję wżerową i międzykrystaliczną stali nierdzewnych może też być skutkiem nieprawidłowej obróbki cieplnej – przesycania lub procesu spawania. cykl cieplny spawania powoduje nagrzewanie materiału rodzimego w strefie wpływu ciepła (swc) do temperatury w zakresie 500÷800 °c. w konsekwencji może wystąpić uczulenie stali polegające na wydzielaniu się na granicach ziaren austenitu węglików m23c6 z jednoczesnym zubożeniem w chrom przyległych obszarów ziaren austenitu znacznie poniżej poziomu niezbędnego do pasywacji [1,5,8]. parametry wody zagrożenie korozją wżerową i szczelinową wzrasta ze wzrostem stężenia jonów chlorkowych w wodzie. w stalach austenitycznych nie zawierających molibdenu w zimnej wodzie wodociągowej udział chlorków nie powinien przekraczać 6 mmol/l, a w przypadku gorącej wody granica stężenia chlorków obniża się do poziomu 1,5 mmol/l. zagrożenie korozją szczelinową stali bez molibdenu jest jeszcze większe, tzn. stężenie chlorków w całym roztworze powinno być znacznie niższe od 6 mmol/l w zimnej wodzie, a w ciepłej, na odsłoniętych powierzchniach stali, niższe od 1,5 mmol/l. przy podanym granicznym stężeniu chlorków w wodzie zagrożenie korozją szczelinową występuje w niższej temperaturze niż w przypadku korozji wżerowej [1÷2,4÷7]. wpływ projektu i wykonawstwa  wady i niezgodności powstałe w procesie spawania takie jak porowatość, podtopienia, brak przetopu, pozostałości żużli, rozpryski metalu zwiększają zagrożenie korozją wżerową i szczelinową. podobnie oddziałują tworzące się podczas spawania stali nierdzewnych przebarwienia w sąsiedztwie spoin. barwy nalotowe to pogrubione warstewki tlenków, które w zależności od swojej grubości obserwowane są jako naloty o określonym zabarwieniu [1÷2,8]. 37przegląd  spawalnictwa vol. 89 8/2017 analiza uszkodzeń odcinków rurociągów badaniom zostały poddane dwa fragmenty rurociągów wody pitnej wykonane ze stali nierdzewnej austenitycznej gatunku x5crni18-10 wg pn-en 10088-2:2007, co odpowiada stali aisi 304. oba odcinki rurociągów uległy przedwczesnemu uszkodzeniu po kilku miesiącach eksploatacji. przyczyną wycofania rurociągów z dalszej eksploatacji było wystąpienie przecieków spowodowanych perforacją ścianek rur na skutek korozji. autorzy nie uzyskali danych dotyczących jakości wody, która płynęła wewnątrz rurociągów. jednak ze względu na to, że były to instalacje wody pitnej założono, że skład chemiczny oraz ph wody nie przekraczały limitów dozwolonych przez dyrektywę rady 98/83/we [4]. przypadek 1 uszkodzony fragment instalacji wodociągowej składał się z odcinka rury o średnicy ø48 mm i grubości ścianki 3 mm połączonego spoiną obwodową ze zwężką stożkową i dalej z rurą o średnicy ø33 mm. na powierzchni zewnętrznej zwężki stożkowej widoczne jest uszkodzenie w postaci perforacji punktowej w odległości ok. 10 mm od lica spoiny (rys. 1). rys. 1. fragment uszkodzonego rurociągu z widoczną perforacją. biała strzałka wskazuje perforację fig.  1. part of the damaged pipeline with a visible perforation. the white arrow indicates the perforation po rozcięciu elementu stwierdzono, że cała powierzchnia wewnętrzna była pokryta cienkim osadem barwy słomkowej, a w kilku miejscach – ogniskach korozji – grubszym osadem barwy rdzawo-brunatnej. perforacja wystąpiła wskutek rozwoju wżeru od powierzchni wewnętrznej w miejscu za spoiną, uwzględniając kierunku przepływu wody (rys. 2). mikroanaliza składu chemicznego (eds) osadów występujących w obrębie ognisk korozyjnych wykazała obecność znacznych ilości żelaza i tlenu, ponadto cynk, wapń, miedź, ołów. osady te powstały częściowo wskutek korozyjnego rozpuszczania stali, a częściowo zostały naniesione przez wodę zasilającą. taka sytuacja często występuje podczas wstawiania odcinków instalacji ze stali austenitycznej w istniejącą instalację wykonaną ze stali niestopowej ocynkowanej, z miedzi lub stopów miedzi. położenie wżerów po jednej stronie grani spoiny nie było przypadkowe. grań o wysokim nadlewie powodowała turbulencje w przepływie i skłonność do osadzania się stałych cząstek osadów oraz związków nieorganicznych przenoszonych z wodą. pod warstwą osadzonych cząstek następuje miejscowy wzrost stężenia substancji szkodliwych, a zwłaszcza jonów cl-, ponad dopuszczalny poziom, uszkodzenie warstewek pasywnych i inicjowanie wżerów korozyjnych. drugim ważnym czynnikiem sprzyjającym uszkodzeniom korozyjnym badanych rur było występowanie nieusurys. 2.  powierzchnia wewnętrzna uszkodzonego fragmentu rurociągu. ognisko korozji przylegające do spoiny (1), obszar o barwie rdzawo-brunatnej (2), obszar o barwie zielonkawej (3), obszar o barwie słomkowej (4) fig. 2. inner surface of damaged part of pipeline. pitting corrosion initiation place adjacent to the weld root (1), reddish-brown area (2), greenish colour area (3), straw-coloured area (4) niętych po procesie spawania charakterystycznych przebarwień po obu stronach grani spoiny (rys. 2). obszary te stały się miejscem inicjacji korozji wżerowej rur. przykład wżeru korozyjnego rozwijającego w głąb ściany rury w obszarze przebarwionym przy grani spoiny pokazano na rysunku 3a. wżery miały kształt kawern z wąskim ujściem, co prowadzi do znacznego zakwaszenia roztworu wewnątrz wżeru i przyspiesza procesy anodowego rozpuszczania metalu. na rysunku 3b przedstawiono fragment przekroju przez wżer korozyjny. widać strukturę austenityczną rury i nieregularną (postrzępioną) powierzchnię wżeru świadczą o intensywnym przebiegu procesów korozyjnych. rys. 3. wżer korozyjny rozwijający się na głębokość równą połowie grubości ściany rury: a) zgład nietrawiony, pow. 20x; b) zgład trawiony hno3-hf, pow. 200x fig. 3. single corrosion pit near to the perforation. unetched metallographic cross section, magnification 20x a) b) 38 przegląd  spawalnictwa vol. 89 8/2017 kolejne ognisko korozji występowało w grani spoiny, a jego źródłem były wtrącenia żużla osadzone w spoinie (rys. 4). obecność wtrąceń cząstek żużla w grani spoiny jest niedopuszczalna i świadczy o niewłaściwym prowadzeniu procesu spawania (niewłaściwie oczyszczone powierzchnie elementów spawanych, silne utlenianie metalu podczas spawania). rys. 4.  a) powierzchnia wewnętrzna rury ze spoiną i wtrąceniem żużla z ogniskiem korozyjnym, lm, pow. 6x, b) sem pow. 50x fig. 4. a) inner surface of the pipeline with weld root and slag inclusion which initiates pitting corrosion, lm, magnification 6x, b) sem magnification 50x badania przeprowadzone na skaningowym mikroskopie elektronowym (sem) ujawniły porowatości i kratery w otoczeniu wydzieleń żużli, rysunek 4b. analiza eds składu chemicznego wykazała, że wydzielenia zawierają głównie: tlen, węgiel, krzem, aluminium, wapń. natomiast obszar wokół wydzieleń wykazuje podwyższoną zawartość chloru (powyżej 0,5%). świadczy to o kumulacji tego pierwiastka wokół wydzieleń, co w konsekwencji przyczynia się do inicjacji i dalszej propagacji korozji wżerowej w tym obszarze. przypadek 2 kolejny przypadek uszkodzeń korozyjnych obserwowano na instalacji wody pitnej wykonanej z rur o średnicy ø48 mm i grubości ścianki 3 mm. perforacja rury wystąpiła na kolanie 90° bezpośrednio za spoiną obwodową (rys. 5). badania metalograficzne makroskopowe powierzchni wewnętrznej wykazały brak przetopu. spawanie metodą tig (141) wykonano bez ukosowania krawędzi rur i z tego powodu nie uzyskano pełnego przetopu i nie ukształtowano grani spoiny. spawanie prawdopodobnie odbyło się bez użycia gazu formującego. w miejscu łączenia rur od strony wewnętrznej rury pozostała szczelina niemal na całym obwodzie rury (rys. 6). rys. 5.  powierzchnia zewnętrzna kolana – perforacja ściany rury za spoiną (1) fig. 5. knee pipe outer surface– perforation of pipeline wall behind face of the weld (1) rys. 6.  powierzchnia wewnętrzna uszkodzonego fragmentu rurociągu z widoczną szczeliną (1) i ogniskami korozji (2) fig. 6. inner surface of damaged part of pipeline with the crevice (1) and corrosion initiation places (2) ogniska korozyjne umiejscowione były przeważnie za szczeliną w stosunku do kierunku przepływu wody. w miejscach tych występowały głębokie wżery powodujące niekiedy całkowitą perforację ściany rury. w ogniskach korozyjnych skupione osady przyjmowały barwę czerwono-brunatną, a w kilku miejscach barwę zieloną, natomiast cała powierzchnia wewnętrzna rury była pokryta niezbyt grubymi osadami barwy żółtej, rysunek 7. osady o zróżnicowanym zabarwieniu poddano mikroanalizie składu chemicznego. uzyskane spektra przedstawione na rysunku 8. wszystkie osady zawierały pierwiastki pochodzące od naturalnych składników wody węglanów wapnia i magnezu. ponadto w osadach występowała znaczna ilość żelaza, stąd charakterystyczna czerwono-brunatna barwa osadów. osady te najprawdopodobniej zostały przeniesione ze środowiska innej instalacji, połączonej z badaną. na przeniesienie wskazuje też znaczny udział miedzi w osadzie barwy zielonkawej pokazanego na rysunku 7 i na spektrum na rysunku 8b. udział chlorków, które wykryto w badanych osadach jest istotny dla trwałości warstw pasywnych stali austenitycznych. wokół osadzonych cząstek następuje miejscowy wzrost stężenia chlorków, uszkodzenie warstewek pasywnych i inicjowanie wżerów korozyjnych. a) b) 39przegląd  spawalnictwa vol. 89 8/2017 tablica i. skład chemiczny, równoważnik węgla ce oraz właściwości mechaniczne stali s460m table i. chemical composition, carbon equivalent ce and mechanical properties of s460m steel rys. 7. ognisko korozji wżerowej zlokalizowane za szczeliną (1), obszar o barwie rdzawo-brunatnej (2), obszar o barwie zielonkawej (3) fig. 7. pitting corrosion localized behind the crevice (1), reddishbrown colour area (2), greenish colour area (3) badany obszar % masy si mn p s cr ni o fe cu ca cl obszar o barwie rdzawo-brunatnej (2) 1,3 1,2 0,4 0,7 17,3 4,2 16,2 55,9 – 1,4 1,4 obszar o barwie zielonkawej (3) 2 1,8 – 0,5 – 2,5 19,5 69,3 3,4 0,8 0,2 rys. 8. a) widmo z warstwy ciemno-brunatnego osadu przedstawionego na rys. 7 i oznaczonego strzałką jako 2, b) widmo z warstwy osadu o barwie zielonej przedstawionego na rys. 7 i oznaczonego strzałką jako 3 fig. 8. a) eds spectrum of reddish-brown area showed in the fig. 7. and signed by the arrow as 2, b) eds spectrum of greenish colour area showed in the fig. 7. and signed by the arrow as 3 a) b) wnioski doniesienia na temat licznych uszkodzeń instalacji wodociągowych wykonanych ze stali nierdzewnych austenitycznych oraz przeprowadzone analizy metalograficzne świadczą o niezwracaniu uwagi na czynniki warunkujące trwałość instalacji ze stali odpornych na korozję. na podstawie przedstawionych przypadków uszkodzeń rurociągów z rur austenitycznych można sformułować następujące zalecenia: – obniżenie ryzyka korozji wżerowej stali austenitycznej w wodzie pitnej jest możliwe przez zastąpienie stali cr-ni typu aisi 304 stalą z dodatkiem 2÷4% mo (aisi 316l) która może pracować przy wyższych stężeniach jonów chlorkowych w całym dopuszczalnym zakresie wymaganym dla wody przeznaczonej do picia. – należy przestrzegać właściwych technologii spawania rurociągów; konieczne jest stosowanie gazu formującego. zaleca się stosowanie spawania orbitalnego tig wykonywanego za pomocą zamkniętych głowic spawalniczych w atmosferze ochronnej argonu. dzięki możliwości kształtowania grani, gładkości lica, spoiny nie wymagają żadnej obróbki mechanicznej, zapewniają powtarzalność jakości i minimalną liczbę niezgodności spawalniczych. – w procesie wykonawczym instalacji, po zakończeniu spawania, koniecznym zabiegiem jest dokładne czyszczenie chemiczne rurociągu, przepłukiwanie wodą oraz pasywacja powierzchni. – należy ograniczać możliwości przenoszenia stałych cząstek i produktów korozji przez wodę w instalacji wodociągowej stosując skuteczne filtrowanie. 40 przegląd  spawalnictwa vol. 89 8/2017 literatura [1] a. górecki: trwałość instalacji – materiały metalowe instalacji wodnych, instal, nr 7-8, s. 60-63, 2008. [2] pn-en 12502 1-4:2006 ochrona materiałów metalowych przed korozją. wytyczne do oceny ryzyka wystąpienia korozji w systemach rozprowadzania i magazynowania wody. część 4: czynniki oddziaływujące na stale odporne na korozję w urządzeniach energetycznych. [3] pn-en 10312:2006 rury ze szwem ze stali odpornej na korozję do transportu wody i innych płynów wodnych – warunki techniczne dostawy. [4] dyrektywa rady 98/83/we z dnia 3 listopada 1998 r. w sprawie jakości wody przeznaczonej do spożycia przez ludzi. [5] pn-en 10088-2:2007 stale odporne na korozję – część 2: warunki techniczne dostawy blach i taśm ze stali nierdzewnych ogólnego przeznaczenia. [6] j. łabanowski, m. głowacka: eksploatacyjne uszkodzenia stali austenitycznych”, przegląd spawalnictwa, nr 12, s. 3-9, 2010. [7] s. pankaj, r. himadri: pitting corrosion failure of an aisi stainless steel pointer rod, engineering failure analysis, vol. 44, s. 400-407, 2014. [8] j. łabanowski, m. głowacka: przebarwienia powierzchni złączy spawanych stali odpornych na korozję, przegląd spawalnictwa, nr 6, s. 3-6, 2008. [9] g. rogalski, j. łabanowski, d. fydrych, a. świerczyńska: wpływ obróbki cieplnej na właściwości spawanych austenitycznych rur wymienników ciepła, przegląd spawalnictwa, nr 6, s. 24-31, 2014. [10] a. świerczyńska, g. rogalski, d. fydrych: badania struktury i właściwości spawanych austenitycznych rur wymienników ciepła, przegląd spawalnictwa, nr 6, s. 11-16, 2010. [11] t. von moltke, p. c. pistorius, r. f. sandenbergh: the influence of heat-tinted surface layers on the corrosion resistance of stainless steels, infacon 6, proceedings of the 1st international chromium steel and alloys congress, cape town, vol. 2, johannesburg, saimm, s. 185-195, 1992. [12] k. kimbrel: determinig acceptable levels of weld discolouration on mechanically polished and elecropolished stainless steel surfaces, pharamaceutical engineering, vol. 31, no. 6, 2011. [13] s. trigwell, g. selvaduray: effects of welding on the passive oxide film of electropolished 316l stainless steel, journal of material’s processing technology, vol. 166, s. 30-43, 2005. [14] d. kuta: obróbka plastyczna stali kwasoodpornej w instalcompact, instal, nr 10, s. 4142, 2013. [15] a. górecki: stale odporne na korozję jako materiał instalacji wodnych, instal, nr 7-8, s. 56-57, 2002. 201204_pspaw.pdf 35przegląd spawalnictwa 4/2012 zhuyao zhang graham holloway adam marshall właściwości materiałów dodatkowych do spawania stali p92 stosowanych do budowy bloków na parametry super nadkrytyczne properties of t/p92 steel weld metal for ultra super  critical power plants zhuyao zhang, graham holloway, adam marshall – metrode products ltd., wielka brytania. streszczenie europejskie regulacje w zakresie obniżania emisji szkodliwych gazów do atmosfery mają decydujący wpływ na wymagania stawiane współczesnej energetyce. poszukiwania efektywnych rozwiązań w zakresie ograniczenia emisji szkodliwych gazów do atmosfery stanowią od wielu lat największe wyzwanie dla współczesnej energetyki, jak również inżynierii materiałowej. znaczny postęp w tym zakresie dokonał się wraz z wprowadzeniem nowego gatunku stali o 9% zawartości chromu typu t/p91, oraz w kolejnych latach także nowej generacji stali cr-mo, w tym charakteryzującą się 25÷30% wyższą odpornością na pełzanie stali t/p92. wyższa odporność na pełzanie stali p92 umożliwia zastosowanie wyższych wartości parametrów pracy bloku do poziomu parametrów supernadkrytycznych. w artykule przedstawiono najważniejsze informacje na temat charakterystycznych przemian fazowych, doboru materiałów dodatkowych, jak również wpływu parametrów spawania i obróbki cieplnej na udarność. abstract in order to achieve higher efficiencies and reduce emissions of environmentally damaging gases, new power generation technology requires high pressure and high temperature parameters. these have directly resulted in the introduction of ultra super critical (usc) plant and applications of a series of advanced cr-mo creep resistant steels. among these newly developed ferritic steels, t/p92 has creep strength 25÷30% higher than the currently widely used modified 9% cr steel t/p91 and has been specified as one of the major alloys for the construction of usc plant. the present paper summarises the important phase transformation characteristics and properties of matching filler metals for t/p92 steel and discusses factors that influence the performance of these weld metals. wstęp węgiel jest ciągle najczęściej stosowanym paliwem w energetyce zawodowej nie tylko w polsce, ale również w wielu krajach europy i świata. konwencjonalne bloki energetyczne opalane węglem emitują do atmosfery znacznie więcej szkodliwych gazów, tj. co2, nox i sox w porównaniu do elektrowni opartych na innych technologiach. od wielu lat celem nadrzędnym dla współczesnej energetyki konwencjonalnej jest projektowanie bloków o jak najwyższej sprawności, co związane jest bezpośrednio z podniesieniem parametrów pracy kotła do możliwie jak najwyższych poziomów temperatury i ciśnienia pary w kotle. większa sprawność bloków oznacza zmniejszenie zużycia paliwa, 36 przegląd spawalnictwa 4/2012 jak również, co jest sprawą najważniejszą z punktu widzenia europejskiej polityki proekologicznej, ograniczenie emisji szkodliwych gazów do atmosfery. poszukiwania efektywnych rozwiązań w zakresie ograniczenia emisji szkodliwych gazów do atmosfery stanowią od wielu lat największe wyzwanie dla współczesnej energetyki, a w konsekwencji również dla inżynierii materiałowej. znaczny postęp w tym obszarze dokonał się w latach dziewięćdziesiątych dzięki zastosowaniu nowego gatunku stali o 9% zawartości chromu t/p91, co umożliwiło znaczne, jak na ówczesne czasy, podwyższenie parametrów pracy kotła do temperatury pary na poziomie 580oc przy ciśnieniu 280 bar [1]. prace badawcze w kolejnych latach zaowocowały nową generacją stali cr-mo, w tym głównie opracowaniem t/p92, który w porównaniu do t/p91 charakteryzuje się 25÷30% wyższą odpornością na pełzanie, możliwe stało się więc podwyższenie parametrów pracy bloku do poziomu parametrów supernadkrytycznych o temperaturze pary 610-620oc i ciśnieniu ok. 300 bar [2÷4]. pełne wykorzystanie tego gatunku oraz osiągnięcie najwyższych możliwych parametrów pracy elementów kotłów wykonanych ze stali t/p92 wymaga zastosowania odpowiednich materiałów dodatkowych do spawania, których skład chemiczny stopiwa odpowiada składowi chemicznemu materiału podstawowego. w artykule zaprezentowano założenia do projektowania materiałów dodatkowych do spawania stali t/p92, zakresy temperatury najważniejszych przemian fazowych, w tym temperaturę austenityzacji ac1 oraz początku i końca przemiany martenzytycznej podczas chłodzenia (ms/mf), jak również wpływ poszczególnych pierwiastków stopowych na ac1, ms/mf. w oparciu o wyniki badań w zakresie charakterystycznych przemian fazowych zaproponowano wytyczne doboru parametrów spawania i podano wskazówki dotyczące obróbki cieplnej po spawaniu, następnie przedstawiono ich wpływ na twardość oraz poziom udarności stopiwa w temperaturze otoczenia. w ostatniej części zaprezentowano wyniki badań czasowej wytrzymałości na pełzanie poparte badaniami eksploatacyjnymi złączy wykonanych ze stali t/p92. materiały dodatkowe do spawania, wytyczne do projektowania składu chemicznego zarówno przepisy asme/aws, jak i normy europejskie en nie klasyfikują materiałów dodatkowych do spawania stali t/p92, z tego powodu podstawą do projektowania stopiwa materiałów spawalniczych jest skład chemiczny materiału podstawowego oraz wytyczne norm klasyfikacyjnych dla materiałów dodatkowych do spawania stali t/p91. skład chemiczny stopiwa materiałów spawalniczych jest dobierany w sposób umożliwiający uzyskanie struktury w pełni martenzytycznej bez lub z niewielkim udziałem ferrytu δ, tak aby zapewnić jak najlepszą kombinację właściwości – odporności na pełzanie i udarności w temperaturze otoczenia. typowy skład chemiczny stopiwa materiałów dodatkowych do spawania stali t/p92 pokazano w tablicy i. opisano wpływ najważniejszych pierwiastków stopowych na udarność i wytyczne do projektowania składu chemicznego. nb. wyniki badań pokazują, że zarówno dla materiałów spawalniczych t/p91, jak i t/p92 niższym zawartościom niobu w stopiwie towarzyszy wyższa udarność. z tego powodu zawartość nb utrzymywana jest w jak najniższym możliwym zakresie określonym dla materiału podstawowego. w przypadku stali t/p92 najodpowiedniejszy jest zakres 0,04÷0,05%. w przypadku drutów pełnych maksymalna zawartość niobu wynosi 0,06%. dla metody tig, która z natury zapewnia wyższą udarność, zawartość niobu może być nieznacznie wyższa. podobnie w przypadku kombinacji saw drut-topnik zawartość niobu w drucie może być nieco większa od zalecanej. jest to możliwe, ponieważ podczas spawania zawartość niobu jest redukowana do poziomu zalecanych 0,04÷0,05%. ni. nikiel jest niezastąpionym składnikiem stopowym poprawiającym udarność, ponieważ obniża temperaturę austenityzacji ac1, co zwiększa skuteczność obróbki cieplnej po spawaniu, i zmniejsza tendencję do wydzielania się niepożądanego w tym przypadku tablica i. skład chemiczny stali t/p92 oraz materiałów dodatkowych [5] table. i. typical t/p92 weld metal deposit compositions (wt%) [5] składnik stopowy c mn si s p cr ni mo w nb v n al b p92 min. 0,07 0,30 8,50 0,30 1,50 0,04 0,15 0,030 0,001 p92 max. 0,13 0,60 0,50 0,010 0,020 9,50 0,40 0,60 2,00 0,09 0,25 0,070 0,040 0,006 tig/saw drut a 0,11 0,71 0,29 0,008 0,009 9,0 0,5 0,5 1,7 0,06 0,20 0,05 <0,01 0,003 tig stopiwo 0,10 0,70 0,23 0,006 0,007 9,0 0,5 0,5 1,7 0,05 0,17 0,04 <0,01 0,002 mma stopiwo b 0,11 0,60 0,25 0,008 0,008 9,0 0,6 0,5 1,7 0,05 0,20 0,05 <0,01 0,003 fcaw stopiwo c 0,11 0,80 0,29 0,006 0,017 9,0 0,5 0,5 1,7 0,04 0,20 0,04 <0,01 0,003 saw stopiwo d 0,10 0,76 0,29 0,005 0,010 8,8 0,5 0,5 1,7 0,04 0,17 0,04 0,015 0,001 a skład chemiczny drutu pełnego tig/saw b skład chemiczny stopiwa elektrod mma c skład chemiczny stopiwa drutu proszkowego fcaw d skład chemiczny stopiwa wykonanego łukiem krytym saw 37przegląd spawalnictwa 4/2012 ferrytu δ. z drugiej strony trzeba pamiętać, że zbyt wysoka zawartość ni powyżej 1% jest dla materiałów typu cr-mo bardzo szkodliwa. jest to związane głównie ze znacznym obniżeniem temperatury ac1 poniżej zalecanego poziomu temperatury obróbki cieplnej (odpuszczania), co w czasie chłodzenia sprzyja wtórnemu formowaniu się świeżego nieodpuszczonego martenzytu. poza tym nadmierna zawartość niklu w stopiwie obniża tak ważną dla tej grupy materiałów odporność na pełzanie w wysokiej temperaturze. z wymienionych powodów zawartość niklu powinna oscylować wokół poziomu 0,5%. co. badania potwierdzają, że kobalt podobnie jak nikiel pozytywnie oddziałuje na poziom udarności stopiwa, przy nieznacznym wpływie na temperaturę ac1. mn. mangan jest skutecznym pierwiastkiem odtleniającym oraz rafinującym materiał spoiny. z tego powodu zaleca się, aby zawartość mn była utrzymywana w górnych dopuszczalnych zakresach. należy jednak pamiętać, że mangan podobnie jak nikiel obniża temperaturę ac1, co zwiększa ryzyko formowania się austenitu wtórnego przy wyższej temperaturze obróbki cieplnej. z tego powodu zaleca się, aby, tak jak w przypadku t/p91, sumaryczna zawartość ni + mn nie przekraczała 1,5%. si. jest podstawowym składnikiem odtleniającym i w połączeniu z chromem przyczynia się, w niewielkiej mierze, do poprawy właściwości żaroodpornych. z drugiej strony znany jest negatywny wpływ krzemu na udarność. z tego powodu zakres zalecany dla tego składnika stopowego to 0,2÷0,3%. temperatury przemian fazowych stopiwa wybranych materiałów dodatkowych do spawania stali t/p92 w przypadku stali energetycznych typu cr-mo w celu określenia odpowiednich parametrów spawania należy posłużyć się charakterystykami przemian fazowych dla wybranego gatunku stali. temperatury przemian fazowych dla stali t/p92 w warunkach kontrolowanego nagrzewania i chłodzenia kształtują się następująco [3, 7]: – temperatura austenityzacji ac1 = 840÷845 oc, – temperatura początku przemiany martenzytycznej ms = 400 oc, – temperatura końca przemiany martenzytycznej mf = 200 oc. obecnie do pomiaru temperatury przemian fazowych szerokie zastosowanie znajdują techniki dylatometryczne, którymi posłużono się również przy prowadzeniu badań własnych. dokonano pomiaru charakterystycznych temperatur ac1, ms i mf dla materiału spoin wykonanych z wykorzystaniem elektrod otulonych, drutów rdzeniowych oraz kombinacji drut-topnik. w tym celu próbki do badań zostały nagrzane do temperatury 1100oc, a następnie przetrzymane w tej temperaturze przez dwie minuty w celu uzyskania jednorodnej struktury austenitycznej. pomiarów temperatur ms i mf początku i końca przemiany martenzytycznej dokonywano przy dwóch różnych prędkościach chłodzenia 20 i 50oc/s, które reprezentują typową prędkość chłodzenia dla procesu spawania w zakresie temperatury 800÷500oc. wpływ składników stopowych na temperaturę ac1 wyniki pomiaru temperatury ac1 zostały zestawione na rysunku 1, na którym obok danych dla poszczególnych materiałów dodatkowych pokazano również dane dla obu materiałów podstawowego t/p91 i t/p92 [3, 8]. zaobserwowano, że dla t/p92 wyniki pomiarów temperatury ac1 mieszczą się w zakresie 800÷815 oc. w przypadku materiału podstawowego temperatura ac1 stali t/p92 jest wyższa od ac1 dla t/p91. podobnie wyniki pomiarów temperatury ac1 dla stopiwa materiałów dodatkowych wykazują ten sam trend. dla tej samej zawartości pierwiastków ni + mo, temperatura ac1 stopiwa t/p92 jest o 5÷10oc wyższa od uzyskanej dla stopiwa t/p91 [9]. wraz ze wzrostem zawartości ni + mn w stopiwie temperatura ac1 ulega obniżeniu. dla ni + mn = 1,5% temperatura ac1 wynosi 790 oc. powyżej 1,5% temperatura ac1 obniża się znacznie w sposób nieliniowy, aby dla ni + mn = 2% obniżyć się aż do poziomu 735oc. gwałtowny spadek temperatury ac1 wraz ze wzrostem wskaźnika ni + mn powyżej 1,5% dowodzi, jak ważna jest ścisła kontrola zawartości tych dwóch składników w stopiwie materiału t/p92. większość dostępnych informacji na temat stali t/p91 określa maksymalną zawartość ni + mn na poziomie 1,5%. odnosząc ten warunek również do stali t/p92, można w łatwy sposób określić maksymalną temperaturę obróbki cieplnej po spawaniu. dla granicznej wartości ni + mn = 1,5% temperatura ac1 wynosi 790 oc, którą następnie należy pomniejszyć o temperaturowy współczynnik bezpieczeństwa –15oc. w ten sposób rys. 1. temperatura ac1 stopiwa p92 i p91 w zależności od zawartości ni + mn. fig. 1. ac1 temperatures of p92 and p91 weld metals and the effect of ni + mn content stopiwo p92 metrode stopiwo p92 inne materiały stopiwo p91 – metrode stopiwo p91 – inne materiały p92 – materiał podstawowy p91 – materiał podstawowy a c1 t em pe ra tu ra , o c 38 przegląd spawalnictwa 4/2012 otrzymuje się maksymalną dopuszczalną temperaturę obróbki cieplnej na poziomie 775oc. jak widać, wyliczona wartość jest nieznacznie większa od 760oc zalecanych dla t/p91 (przy tym samym ograniczeniu zawartości ni + mn = 1,5%). w związku ze znacznym wpływem niklu na temperaturę ac1 dąży się do jego ograniczenia w stopiwie materiałów dodatkowych t/p92. znany jest jednak dobroczynny wpływ niklu na udarność, dlatego w praktyce nikiel w stopiwie t/p92 zastępowany jest w części lub nawet w całości dodatkiem kobaltu, który również poprawia i wyraźnie stabilizuje udarność w temperaturze otoczenia. na podstawie dotychczasowych badań zaobserwowano nieznaczny, w porównaniu do niklu i manganu, wpływ kobaltu na obniżenie temperatury ac1, co zostało pokazane na rysunku 2. inne badania przeprowadzone dla stali typu 12% cr pokazują, że dla 1% dodatku kobaltu temperatura ac1 ulega obniżeniu o ok. 7oc [10]. chociaż wpływ co na obniżenie temperatury ac1 jest wyraźnie mniejszy niż ni i mn, jego zawartość również powinna być kontrolowana dla stali t/p92. zaleca się, aby dla temperatury ac1 > 790 oc sumaryczna zawartość tych trzech pierwiastków wyrażona równaniem ni + mn + 0,4 co nie przekraczała 1,5%. dla ac1 = 800 oc zawartość pierwiastków ni + mn + 0,4 co jest ograniczona do 1,4% (rys. 3). rys. 3. wpływ ni, mn i co na temperaturę ac1 stopiwa p92 fig. 3. effect of ni, mn and co on ac1 temperature of p92 weld metals temperatury początku i końca przemiany martenzytycznej ms i mf na podstawie informacji podanych przez wytwórców materiałów podstawowych temperatura początku przemiany martenzytycznej ms dla t/p92 wynosi ok. 400oc, natomiast koniec przemiany następuje w temperaturze mf równej ok. 200 oc [3, 7]. w tablicy ii pokazano wyniki pomiaru temperatur ms i mf dla p91 i p92 i wybranych procesów spawania mma, fcaw i saw. dla stopiwa t/p92 wyniki badań pokazują, że temperatura ms mieści się w zakresie 370÷390 oc, natomiast temperatura końca przemiany martenzytycznej mf leży w zakresie 105÷150 oc. dla wyższych prędkości chłodzenia na poziomie 50oc/s temperatura mf obniża się dodatkowo o 20÷40oc w porównaniu do mf dla typowej prędkości wynoszącej 20oc/s. wybór parametrów spawania temperatura podgrzewania wstępnego i międzyściegowa stal t/p92 wymaga podgrzewania wstępnego w celu wyeliminowania ryzyka wystąpienia pęknięć wodorowych. pomimo większej skłonności do podhartowania stali p92 w porównaniu z p22 (2,25 cr-1 mo) wymagana temperatura podgrzania w celu wyeliminowania pęknięć wodorowych (na podstawie próby tekkena) jest mniejsza od tp wymaganej dla p22 i nieznacznie większa od temperatury podgrzania wstępnego wymaganej dla p91, co zostało pokazane na rysunku 4 [10]. może to być częściowo związane z niższą temperaturą przemiany martenzytycznej stali p92 i p91 oraz korzystnym wpływem niewielkiej ilości austenitu wtórnego wydzielanego już w zakresie temperatury podgrzania i międzyściegowej. zalecana temperatura podgrzewania wstępnego wynosi 200oc bez względu na grubość spawanego materiału stopiwo p92 stopiwo p91 – metrode stopiwo p91 – inne materiały p92 – materiał podstawowy p91 – materiał podstawowy rys. 2. wpływ ni i mn na temperaturę ac1 stopiwa p92 fig. 2. effect of ni and mn on ac1 temperature of p92 weld metals stopiwo p92 stopiwo p91 – metrode stopiwo p91 – inne materiały p92 – materiał podstawowy p91 – materiał podstawowy tablica ii. temperatura początku i końca przemiany martenzytycznej (ms, mf) stopiwa p91 i p92 table ii. martensitic transformation temperatures (ms and mf) of p91 and p92 weld metals gatunek stali proces spawania prędkość chłodzenia 20oc/s prędkość chłodzenia 50oc/s ms, oc mf, oc ms, oc mf, oc p91 mma 402 167 407 128 saw 419 200 426 136 fcaw 381 157 385 107 p92 mma 383 151 382 117 saw 385 147 388 105 fcaw 382 127 371 105 a c1 t em pe ra tu ra , o c a c1 t em pe ra tu ra , o c 39przegląd spawalnictwa 4/2012 dla wszystkich metod spawania z wyjątkiem metody tig, dla której tp może być zdecydowanie niższa i w praktyce mieści się w zakresie 100÷150oc. jest to związane bezpośrednio ze znacznie niższym potencjałem adsorpcji wodoru w przypadku metody tig. wymagane jest, aby materiał każdego ściegu uległ częściowo przemianie martenzytycznej, dlatego temperatura międzyściegowa nie powinna przekraczać 300oc (w zakresie przemiany martenzytycznej ms-mf od 105 do 390oc). poza tym, co jest bardzo ważne, dla nowo tworzonej struktury martenzytycznej każdy następny ścieg staje się ściegiem odprężającym dla poprzedniego. kontrola prędkości chłodzenia po spawaniu dla dużych prędkości chłodzenia temperatura końca przemiany martenzytycznej mf dla stopiwa p92 może obniżyć się nawet do 105oc, co oznacza, że przed przystąpieniem do wyżarzania odprężającego materiał spoiny powinien być schłodzony do temperatury poniżej 100oc w celu zapewnienia pełnej przemiany martenzytycznej. w przeciwnym razie, jeśli nie nastąpi pełna przemiana martenzytyczna stopiwa, resztki nieprzemienionego austenitu pozostające w materiale spoiny ulegną przemianie martenzytycznej dopiero po zakończonej obróbce cieplnej, co doprowadzi do wydzielenia się twardej struktury świeżego nieodprężonego martenzytu. jednym z elementów technologii spawania materiałów cr-mo jest dodatkowe wygrzewanie, tzw. odwodorowanie materiału spoiny w celu ograniczenia skłonności do pęknięć wodorowych w temperaturze otoczenia. teoretycznie dla stali p92 odwodorowanie powinno być prowadzone w temperaturze nie mniejszej od temperatury podgrzania wstępnego, rys. 4. wyniki próby tekkena, krzywe zależności wskaźnika liczby pęknięć c od temperatury podgrzewania wstępnego dla stali p92, p91, p22 [11] fig. 4. y-groove test result of p92 weld metal and comparison with other cr-mo steels, including p91, p92 and p122 [11] tj. ok. 200oc w czasie 24 h, a nawet wyższej dla bardzo grubych elementów. żeby odwodorowanie było efektywne, należy najpierw doprowadzić do pełnej przemiany martenzytycznej materiału spoiny przez schłodzenie spoiny do temperatury poniżej 100oc, a następnie wygrzewanie w temperaturze ok. 200oc w celu umożliwienia dyfuzji wodoru z materiału spoiny. jeśli nie nastąpi pełna przemiana, odwodorowanie staje się mniej skuteczne, co jest związane z większą rozpuszczalnością wodoru w strukturze austenitycznej, która częściowo występuje w zakresie temperatur ms-mf i tym samym skłonnością do zatrzymywania wodoru w materiale spoiny. innymi słowy, proces odwodorowania dla spoiny o pełnej strukturze martenzytycznej jest skuteczniejszy. w praktyce dla elementów o grubości poniżej 50 mm wykonywanych ze stali p91 i p92 dodatkowe wygrzewanie w celu odwodorowania nie jest wymagane, tak jak w przypadku gatunków o większej zawartości węgla, tj. x20 (12crmov). powolne chłodzenie do temperatury otoczenia elementów o grubości poniżej 50 mm nie przysparza w praktyce problemów. trzeba jednak pamiętać, że elementy po spawaniu, ale jeszcze nieodpuszczone, wykazują dość dużą kruchość w temperaturze otoczenia, dlatego należy się z nimi obchodzić ostrożnie. ponadto elementy o grubości powyżej 50 mm nie powinny być schładzane do temperatury poniżej 80oc [3]. dobór parametrów obróbki cieplnej po spawaniu twardość zarówno spoiny, jak i swc po spawaniu dla t/p92 mieści się w zakresie 400÷450 hv, co oznacza, że obróbka cieplna – wyżarzanie odprężające – jest bezwzględnie wymagana niezależnie od grubości spawanych elementów. przed przystąpieniem do obróbki cieplnej należy pamiętać o wcześniejszym schłodzeniu obrabianego elementu do temperatury poniżej 100oc w celu zapewnienia pełnej przemiany martenzytycznej (mf ~ 105 oc). jak już wspomniano, maksymalna dopuszczalna temperatura obróbki cieplnej dla stali t/p92 jest ograniczona temperaturą ac1, która z kolei zależy od zawartości pierwiastków austenitotwórczych, głównie ni i mn. ponadto zgodnie z wytycznymi asme temperatura wyżarzania odprężającego nie powinna być mniejsza niż 730oc. w praktyce jednak temperatura ta jest znacznie wyższa od zalecanego przez asme minimum. temperatura obróbki cieplnej podawana przez niektórych producentów materiałów podstawowych powinna mieścić się w zakresie 750÷780oc [3]. dla zawartości pierwiastków ni + mn poniżej 1,5% temperatura ac1 dla stopiwa p92 wynosi 800÷815 oc (rys. 1). w praktyce jednak temperatura wyżarzania odprężającego dla stopiwa p92 mieści się w zakresie 760÷780oc. temperatura, oc w sk aź ni k pę kn ię ć, % 40 przegląd spawalnictwa 4/2012 udarność stopiwa materiałów dodatkowych t/p92 wymagania dotyczące minimalnej udarności w temperaturze otoczenia dla materiałów przeznaczonych do pracy w wysokiej temperaturze mogą budzić pewne wątpliwości. w zakresie temperatury 500÷625oc, właściwej dla p92, ryzyka wystąpienia pęknięć nie ma. w praktyce jednak większość elementów kotła, jak i sam kocioł, jeszcze przed uruchomieniem muszą zostać poddane próbom odbiorczym, w tym m.in. próbie ciśnieniowej, które przeprowadzane są w temperaturze otoczenia. w zależności od przepisów temperatura próby ciśnieniowej wynosi 0÷30oc. dodatkowo duże ryzyko pęknięć występuje również na etapie montażu poszczególnych elementów kotła. z tego właśnie powodu formułowane są minimalne wymagania w zakresie udarności w temperaturze otoczenia dla materiałów przeznaczonych do pracy w podwyższonej temperaturze. nie ma norm klasyfikacyjnych dla materiałów dodatkowych p92. dla materiałów p91 norma pn-en 1599:1997 określa średnią udarność w temp. +20oc min. 47 j i nie mniej niż 38 j dla pojedynczej wartości. możliwe, że w przyszłości również dla p92 zostaną przyjęte te same minimalne kryteria dla udarności. z drugiej jednak strony na podstawie informacji podawanych przez niektórych autorów minimalne warunki udarności 47/38 j mogą być trudne do spełnienia dla niektórych materiałów dodatkowych p92 i rzeczywistych warunków wyżarzania odprężającego [5]. zarówno temperatura, jak i czas obróbki cieplnej dla stali p92 są wyższe od wymaganych dla p91, a mimo to często nie udaje się osiągnąć min. udarności na poziomie 47/38 j. dlatego w praktyce dla p92 przyjmuje się kryteria udarności określone dla x20 (12crmov), tzn. min. 34 j i nie mniej niż 22 j w temp. +20oc. wpływ parametrów spawania i obróbki cieplnej na udarność stopiwa pomimo braku norm klasyfikacyjnych dla materiałów dodatkowych p92, podstawą doboru warunków spawania i obróbki cieplnej są przepisy aws a5.5/a5.23. w laboratorium metrode przeprowadzono wiele badań mających na celu określenie poziomu udarności w zależności od zastosowanych parametrów spawania i warunków obróbki cieplnej. w pierwszej kolejności wykonano cztery złącza próbne metodą mma przy użyciu elektrod o średnicy 3,2 mm oznaczonych literami a-d. dokonano pomiaru udarności stopiwa dla różnych parametrów spawania przy niezmiennych warunkach wyżarzania odprężającego 760oc/5 h. wyniki zestawiono w tablicy iii. poza tym wykonano trzy złącza próbne metodą saw przy różnych parametrach spawania i różnych warunkach obróbki cieplnej; wyniki zestawiono w tablicy iv. z analizy wyników pierwszej serii badań (tabl. iii) widoczne są pewne różnice w udarności dla różnych parametrów spawania, chociaż nie tak duże, jakich się na początku spodziewano. najniższe udarności uzyskano dla złącza a, wykonanego zgodnie z aws, oraz złącza c wykonanego przy użyciu szerokich i stosunkowo grubych ściegów. warunki spawania tablica iii. wpływ parametrów spawania i sposobu układania ściegów na udarność stopiwa p92 wykonanego metodą mma table iii. effect of welding parameters and weld bead arrangement on toughness of p92 smaw weld metal złącze próbne – oznaczenie przekrój poprzeczny (liczba warstw i ściegów) udarność, charpy v a +20oc 0oc a ściegi lekko zakosowe, dwa na warstwę, całkowita liczba ściegów 14. średnia wysokość ściegu ~1,8 mm. średnia energia liniowa: 1,2 kj/mm 64 (58) j 33 (28) j b ściegi proste, trzy na warstwę, całkowita liczba ściegów 18. średnia wysokość ściegu ~2,1 mm. średnia energia liniowa: 1,0 kj/mm 77 (66) j 48 (41) j c ściegi pełne zakosowe, jeden ścieg na warstwę, całkowita liczba ściegów 4. średnia wysokość ściegu ~3,2 mm. średnia energia liniowa: 2,0 kj/mm 63 (56) j 43 (36) j d ściegi pełne zakosowe, jeden ścieg na warstwę, całkowita liczba ściegów 10. średnia wysokość ściegu ~1,2 mm. średnia energia liniowa: 1,3 kj/mm 71 (56) j 46 (42) j a wartości średnie udarności oraz wartość minimalna w nawiasie. 41przegląd spawalnictwa 4/2012 zgodne z zaleceniami aws zazwyczaj dają najlepsze wyniki udarności, co wynika z tego, że miejsce nacięcia karbu na próbce udarnościowej pokrywa się z obszarem nakładania się kolejnych ściegów, a to sprzyja pełniejszej rafinacji materiału spoiny. w tym przypadku dla złącza a (procedura aws) nie uzyskano spodziewanej pełniejszej rafinacji obszaru spoiny jak dla złączy próbnych b i d. w przypadku złącza d ściegi są szerokie i niskie, co sprzyja pełniejszej rafinacji materiału spoiny w poszczególnych ściegach. zaskakująco wysokie wyniki udarności otrzymano również dla złącza próbnego b, w którym zastosowano po trzy dość grube proste ściegi na warstwę, dzięki czemu prawdopodobnie uzyskano pełniejszą rafinację całości materiału spoiny. z praktycznego punktu widzenia użycie prostych ściegów, tak jak to miało miejsce dla złącza b, daje lepsze rezultaty od niskie i szerokie ściegi zaproponowane dla złącza d. w celu określenia wpływu warunków wyżarzania odprężającego na udarność wykonano dwa złącza próbne metodą mma, które poddano obróbce w temp. 760oc w czasie 2 i 5 h. średnia udarność dla złącza obrabianego krócej wynosiła 69 j w temperaturze +20oc, natomiast w przypadku dłuższego czasu obróbki średnia udarność w temperaturze +20oc wyniosła 93 j. można stwierdzić, że badania udarności dla wszystkich złączy próbnych dały wyniki pozytywne, zawsze powyżej minimalnej wartości 47 j wymaganej przez en 1599 dla p91. wyniki badań złączy wykonanych łukiem krytym nie wykazują tak jednoznacznych zależności jak w przypadku złączy wykonanych metodą mma (tabl. iv). najniższą udarność uzyskano dla złącza e wykonanego przy użyciu najniższej energii liniowej spawania (1,1 kj/mm). w przypadku złączy wykonanych wyższymi energiami nie zaobserwowano większych różnic w udarności zarówno dla średniej, jak i wysokiej wartości energii spawania tablica iv. wpływ parametrów spawania i obróbki cieplnej na udarność i twardość stopiwa p92 wykonanego metodą saw table iv. effect of welding parameters, weld bead arrangement and pwht on impact toughness and hardness of p92 saw weld metal parametry spawania parametry obróbki cieplnej, parametr p larsona-millera udarność charpy’ego w 20oc średnia (minimalna), twardość 760oc/4 h (p = 21,29) 770oc/4 h (p = 21,49) 780oc/4 h (p = 21,70) 760oc/10 h (p = 21,70) złącze e: 21 ściegów śr. energia liniowa 1,1 kj/mm śr. wysokość ściegu: ok. 2,9 mm 31 (27) j 243 hv 26 (22) j 235 hv 28 (24) j 238 hv 34 (29) j 222 hv złącze f: 17 ściegów śr. energia liniowa 1,8 kj/mm śr. wysokość ściegu: ok. 2,5 mm 76 (69) j 241 hv 52 (42) j 238 hv 74 (62) j 233 hv 62 (56) j 219 hv złącze g: 11 ściegów śr. energia liniowa 2,5 kj/mm śr. wysokość ściegu: ok. 3,6 mm 51 (34) j 231 hv 52 (46) j 241 hv 86 (71) j 228 hv 73 (49) j 222 hv złącze e – prąd spawania 350 a; napięcie 30 v; prędkość spawania 600 mm/min. złącze f – prąd spawania 450 a; napięcie 30 v; prędkość spawania 450 mm/min. złącze g – prąd spawania 550 a; napięcie 30 v; prędkość spawania 390 mm/min (1,8 i 2,5 kj/mm). w przypadku złącza e wykonanego przy użyciu najniższej energii liniowej spawania obróbka cieplna po spawaniu miała niewielki wpływ na końcową udarność stopiwa. w tym przypadku bardzo trudno sformułować jednoznaczne wnioski, niemniej jednak zwykle wyższe temperatury wyżarzania oraz dłuższy czas obróbki skutkują mniejszą twardością materiału spoiny i zazwyczaj lepszą udarnością. czasowa wytrzymałość na pełzanie – interpretacja wyników czasowa wytrzymałość na pełzanie dla stopiwa p92 i złączy spawanych dla materiałów przeznaczonych do pracy w temperaturze 500÷625oc największe znaczenie mają wyniki prób czasowej odporności na pełzanie prowadzonych w zakresie temperatur właściwych dla badanego gatunku stali. podczas eksperymentu przeprowadzono badania czasowej odporności na pełzanie stopiwa materiałów dodatkowych typu p92 wykonanych przy użyciu metod mma, saw, fcaw i tig. w tym celu posłużono się zależnością czasowej wytrzymałości na pełzanie w funkcji parametru larsona–millera p wyrażonego wzorem: p = k (c + log t) · 10-3 gdzie: k – temperatura pracy, k; c – stała materiałowa; t – czas pracy, h. na rysunku 5 zestawiono dane dla materiału podstawowego i dla stopiwa p92. do analizy wyników przyjęto jednakową stałą larsona-millera c = 36. 42 przegląd spawalnictwa 4/2012 na podstawie analizy wyników można zauważyć, że wartości długotrwałej odporności na pełzanie stopiwa mieszczą się w zakresie +/20% średnich wartości odporności na pełzanie materiału podstawowego. w rzeczywistości dla materiałów o zawartości 9% cr odpornych na pełzanie, podczas prób czasowej wytrzymałości na pełzanie przeważnie zerwanie próbki następuje w strefie wpływu ciepła. na rysunku 6 zestawiono wyniki uzyskane zarówno dla stopiwa, jak i złączy spawanych p92 (z próbką wyciętą w poprzek złącza, obejmującą spoinę, swc oraz materiał podstawowy). dla wyższych wartości parametru p larsona-millera (odpowiadających wyższej temperaturze pracy lub dłuższemu czasowi eksploatacji) wartości czasowej wytrzymałości na pełzanie stopniowo obniżają się poniżej obszaru –20% średniej dla materiału podstawowego. przyjmuje się, że jeśli wartości czasowej odporności na pełzanie stopiwa znajdują się we wspomnianym obszarze +/-20% średniej czasowej odporności na pełzanie materiału podstawowego, to podczas próby czasowej odporności na pełzanie dla złącza spawanego zerwanie próbki nastąpi poza obszarem spoiny w swc (rys. 6). czasowa odporność na pełzanie stali p92 – interpretacja wyników dzięki wyższej wytrzymałości na pełzanie stal p92 znajduje zastosowanie do produkcji bloków energetycznych na parametry nadkrytyczne pracujących w temperaturze 600÷630oc i przy ciśnieniu 300 bar. w ostatnich latach wybudowano znaczną liczbę bloków na parametry nadkrytyczne o przeciętnej mocy 1000 mw, dzięki czemu wzrosło znacząco również zużycie stali p92. należy zaznaczyć, że ze względu na relatywnie krótki okres eksploatacji bloków energetycznych wykonanych przy użyciu tego materiału nie są jeszcze dostępne wyczerpujące informacje na temat długotrwałej odporności na pełzanie stali p92. jednak na przestrzeni ostatnich kilkunastu lat stosowania tej stali w przemyśle energetycznym opracowano i uaktualniono dane na temat jej czasowej wytrzymałości na pełzanie [17]. różnią się one nieznacznie w stosunku do wartości obowiązujących w momencie wprowadzania tego gatunku do eksploatacji w połowie lat dziewięćdziesiątych. przykładem mogą być dane opublikowane w 1999 r. przez eccc (european creep collaborative commission), na podstawie których wytrzymałość na pełzanie po 100 000 h pracy w temperaturze 600oc wynosi 123 mpa [18] i jest o 8 mpa mniejsza od wytrzymałości podanej w 1999 r. po kolejnych latach eksploatacji i badań nad pełzaniem stali p92 ta sama instytucja eccc w 2005 r. opublikowała zaktualizowane dane na podstawie których długotrwała odporność, na pełzanie stali p92 po 100 000 h pracy w temperaturze 600oc wynosi już tylko 113 mpa [19]. podobnie w przepisach asme, część 2179-6 (2006) obniżono dopuszczalną wartość obliczeniową odporności na pełzanie w porównaniu do obowiązującej w 1994 r., i tak dla temperatury pracy 593oc została ona zredukowana do wartości 83 mpa z początkowo obowiązujących 94 mpa [20]. bardzo wygodnym i użytecznym sposobem prezentowania danych na temat czasowej wytrzymałości na pełzanie jest wykres larsona-millera, głównie ze względu na możliwość zaprezentowania danych dla różnej temperatury pracy na jednym wykresie, pod warunkiem odpowiedniego dopasowania stałej materiałowej c. do wyznaczania i późniejszej oceny wartości odporności na pełzanie stali p92 przez kilka lat do obliczeń przyjmowano wartość stałej larsona-millera w zakresie c = 32,6÷36 [3, 7, 11, 21]. jednak rys. 5. czasowa wytrzymałość na pełzanie na wykresie larsonamillera materiału podstawowego i stopiwa p92; stała c = 36 fig. 5. larson-miller plot of p92 base metal and weld metals with c = 36 rys. 6. czasowa wytrzymałość na pełzanie dla złącza poprzecznego, stopiwa oraz materiału podstawowego p92; stała c = 36 fig. 6. p92 transverse joint tests in comparison with all-weld metal and base material (c = 36) stopiwo p92 metoda 111 stopiwo p92 metoda 121 stopiwo p92 metoda 136 p92 śr. materiał podstawowy złącze p92 stopiwo p92 p92 śr. dla materiału podst. w yt rz ym ał oś ć na p eł za ni e, m p a w yt rz ym ał oś ć na p eł za ni e, m p a 43przegląd spawalnictwa 4/2012 na podstawie zdobytych w ostatnich latach doświadczeń oraz aktualnych danych w zakresie długotrwałej odporności na pełzanie ustalono, że wyliczenia uzyskiwane przy użyciu stałej c = 36 prowadzą do przeszacowania wartości czasowej odporności na pełzanie. na rysunku 7 pokazano przewidywany okres do całkowitej utraty odporności na pełzanie w zależności od stałej c [13, 14]. badania potwierdzają, że rzeczywisty okres do całkowitej utraty odporności na pełzanie następuje szybciej w porównaniu do wartości obliczeniowych wyznaczonych przy zastosowaniu stałej c w zakresie 30÷36. w związku z tym do obliczeń zalecono wartość stałej c poniżej 30. w kolejnych latach jeszcze dwukrotnie aktualizowano te informacje, w celu skorygowania wcześniejszych przeszacowanych wartości obliczeniowych odporności na pełzanie. w późniejszych projektach cost 522 i 536 do szacowania czasowej odporności na pełzanie nowej generacji stali o zawartości 9÷15% cr, takich jak c(f)b92, zastosowano już znacznie niższą wartość stałej larsona-millera c = 25 [22]. bez wątpienia opisane powyżej doświadczenia doprowadziły do lepszego rozumienia i interpretacji zjawisk pełzania w stalach energetycznych, dzięki czemu publikowane obliczeniowe wartości czasowej odporności na pełzanie dla wspomnianych nowych gatunków stali 9÷15% cr są obarczone znacznie mniejszym błędem. na podstawie zdobytych doświadczeń, w szczególności ustalenia niższej od przewidywanej rzeczywistej czasowej odporności na pełzanie stali p92, konieczne stało się obniżenie parametrów pracy już eksploatowanych bloków energetycznych wykonanych z tego gatunku, a w przypadku projektowania nowych boków do obliczeń przyjmuje się nieco większe grubości ścianek najważniejszych elementów kotła w celu dopasowania ich do pracy w zakresie parametrów nadkrytycznych temperatury i ciśnienia. na rysunkach 8 i 9 pokazano obliczeniowe wartości czasowej wytrzymałości na pełzanie materiału podstawowego i stopiwa p92 przy zastosowaniu niższej stałej larsona-millera c = 25 i c = 30. porównując te wartości w danymi z rysunku 5 (c = 36) można zaobserwować, że dla stałej c = 25 uzyskane wartości leżą poniżej obszaru +/-20% wartości średniej dla materiału podstawowego (rys. 9), podczas gdy dla stałej c = 36 wartości obliczeniowe wytrzymałości na pełzanie mieszczą się w tym obszarze; nierzadko nawet mieszczą się ponad linią reprezentującą wartości średnie wytrzymałości na pełzanie materiału podstawowego. w tym przypadku zastosowanie niższej wartości stałej larsona-millera c = 25 pozwala na uzyskanie pewnego marginesu bezpieczeństwa dla ekstrapolowanej wartości wytrzymałości na pełzanie. rys. 7. przewidywany okres do całkowitej utraty odporności na pełzanie w zależności od stałej materiałowej c fig. 7. e911 transverse joint tests in comparison with all-weld metal and base material (c = 30) rys. 9. wartości czasowej wytrzymałości na pełzanie na wykresie larsona-millera materiału podstawowego i stopiwa p92; stała c = 25 fig. 9. larson-miller plot of p92 base metal and weld metals with c = 30 fig.10 larson-miller plot of p92 base metal and weld metals with c = 25 stopiwo p92 – metoda 111 stopiwo p92 – metoda 121 stopiwo p92 metoda 136 p92 – śr. dla materiału podst. stopiwo p92 – metoda 111 stopiwo p92 – metoda 121 stopiwo p92 metoda 136 p92 – śr. materiał podstawowy rys. 8. wartości czasowej wytrzymałości na pełzanie na wykresie larsona-millera materiału podstawowego i stopiwa p92; stała c = 30 fig. 8. estimated duration of alloy strenght softening vs. larson-miller constant: 615oc; tempeting temperature 760oc cz as d o ze rw an ia parametr larson-miller w yt rz ym ał oś ć na p eł za ni e, m p a w yt rz ym ał oś ć na p eł za ni e, m p a 44 przegląd spawalnictwa 4/2012 podsumowanie jednym z najważniejszych materiałów podstawowych stosowanych do budowy bloków na parametry nadkrytyczne jest stal t/p92, która zapewnia lepszą długotrwałą odporność na pełzanie niż dotychczas stosowane stale chromowo-molibdenowe. dostępne są również materiały dodatkowe do spawania odpowiadające składem chemicznym stali p92, przeznaczone zarówno do wykonywania elementów na etapie produkcji w warsztacie, jak również w warunkach montażu. zaprezentowano rzeczywiste wartości temperatury charakterystycznych przemian fazowych stopiwa p92. temperatura ac1 stopiwa p92 mieści się w zakresie 800÷815oc. takie pierwiastki jak ni, mn i co obniżają temperaturę ac1 przy czym wpływ kobaltu na obniżenie temperatury ac1, jest wyraźnie mniejszy i stanowi ok. 40% wpływu na ac1, jaki wykazują ni i mn. w praktyce w celu zapewnienia odpowiedniej temperatury ac1 i tym samym skutecznej obróbki cieplnej konieczna jest ścisła kontrola zawartości pierwiastków obniżających temperaturę ac1 wg warunku literatura [1] h.j.r. blum and j hald: development of high-efficiency usc power plants in denmark, conferenceproceedings: advanced steam plant – new materials and plant designs and their practical implications for future ccgt and conventional power stations, pp. 3-16, london, uk, 21-22 may 1997. [2] w. bendick, f. deshayes, k. harrmann and j.c. vaillant: conference proceedings epri conference on advanced heat resistant steels for power generation, san sebastian, spain, april 1998. [3] d. richardot, j.c. vaillant, a. arbab and w. bendick: the t92/p92 book, vallourec & mannesmann tubes, 2000. [4] a. arbab, j.c. vaillant and b. vandenberghe: conference proceedings: 3rd epri conference on advances in material technology for fossil power plants, edited by r. viswanathan et al, pp. 99-112, london, uk, the instituteof materials, 2001. [5] metrode products limited: p92 welding consumables for the power generation industry, issue 2, august 2005. [6] a. w. marshall and z. zhang: cost 522 project final report: development of welding consumables for advanced cr-mo creep resistance steels, metrode products limited, september 2003. [7] h. naoi, h. mimura, m. ohgam, h. morimoto, t. tanaka, y. yazaki and t. fujita: nf616 pipe production and welding consumable development; conference proceedings: the epri/national power conference – new steels for advanced plant up to 620oc, edited by metcalfe e, pp.8-29, london, uk, may 1995. [8] h. harrmann, j.c. vaillant, b. vandenberghe, w. bendick and a. arbab: the t91/p91 book, 2nd edition, vallourec & mannesmann tubes, 2002. [9] f. masuyama, t. daikoku, h. haneda, et al: united states patent, no. 4799972, january 1989. [10] j. p. shingledecker: oak ridge national laboratory (ornl), private conversation, july 2007. [11] f. masuyama and t. yokoyama: nf616 fabrication trials in comparison with hcm12a; conference proceedings: the epri/national power conference-new steels for advanced plant up to 620c, edited by metcalfe e, pp 30-55, london, uk, may 1995. ni + mn + 0,4 co < 1,5%. zalecana dla p92 temperatura obróbki cieplnej to ok. 760oc, ale nie więcej niż 780oc. temperatura początku przemiany martenzytycznej ms dla stopiwa p92 leży w przedziale 370÷390 oc. najniższa zmierzona temperatura końca przemiany mf wynosi 105oc, co – w celu zapewnienia pełnej przemiany martenzytycznej – wiąże się z koniecznością schłodzenia elementu do temperatury poniżej 100oc jeszcze przed przystąpieniem do właściwej obróbki cieplnej. temperatura złącza podczas procesu spawania powinna mieścić się w zakresie 200÷300oc. zarówno parametry spawania, jak i warunki obróbki cieplnej zostały tak dobrane, aby było możliwe uzyskanie optymalnych wartości udarności materiału spoiny w temperaturze otoczenia. w przypadku spawania elektrodami otulonymi najlepsze wyniki uzyskuje się przy zastosowaniu ściegów prostych o stosunkowo wysokiej energii liniowej. [12] b. swindeman: presentation at the asme properties of weldments subgroup meeting, nashville, december 2001. [13] k. kimura: long-term creep strength assessment for creep strength enhanced ferritic steels, presentation at tg creep strength enhanced ferritic steels, asme boiler code week, los angeles, usa, august 2005. [14] m. prager: understanding advanced ferritic alloys, presentation at seminar on high temperature alloys, edmonton, canada, november 2006. [15] f. abe: metallurgy for long-term stabilization of ferritic steels for thick section boiler components in usc power plant at 650oc, conference proceedings: materials for advanced power engineering 2006, edited by j lecomte-beckers, m. carton, f. schubert and p.j. ennis, julich, belgium, pp. 965-980, september 2006. [16] n. komai and f. masuyama: microstructural degradation of the haz in 11cr-9.4mo-2w-v-nb-cu steel (p122) during creep, isij international, vol. 42 (2002), no. 12, pp. 1354-1370, 2002. [17] cases for asme boiler and pressure vessel code, case 2179, approval date: august 1994. [18] eccc, wg3.2: eccc data sheets 1999, 1999. [19] eccc, wg3a: eccc data sheets 2005, 2005. [20] cases for asme boiler and pressure vessel code, case 2179-6, approval date: august 2006. [21] f. masuyama: asme code approval for nf616 and hcm12a, conference proceedings: the epri/national power conf. new steels for advanced plant up to 620oc, edited by metcalfe e, pp. 98-113, london, may 1995. [22] m. staubli: cost 522-power generation into the 21st century; advanced steam power plant, cost 522 steam power plant, final report, october 2003. tłumaczenie: benedykt ślązak nr 9 2014 lr.pdf 28 przegląd spawalnictwa 9/2014 dariusz fydrych grzegorz rogalski karolina prokop badania warunków spawania pod wodą metodą lokalnej komory suchej investigations of underwater   local dry cavity welding conditions streszczenie zastosowanie do spawania pod wodą metody lokalnej komory suchej stanowi alternatywę dla mających znacznie większe znaczenie praktyczne metod spawania w warunkach mokrych. zwiększenie zakresu stosowania procesów spawalniczych przy miejscowym odizolowaniu obszaru spawania od wody uwarunkowane jest nie tylko opracowywaniem nowych rozwiązań konstrukcyjnych, ale także poszerzaniem stanu wiedzy o przebiegu procesu, m.in. poznawaniem warunków panujących we wnętrzu komory i określaniem współzależności między nimi. otrzymywanie złączy o odpowiednim poziomie jakości wymaga stabilności procesu spawania, a ta zależy od zapewnienia stałych warunków wewnątrz lokalnej komory suchej. w artykule scharakteryzowano spawanie podwodne metodą lokalnej komory suchej ze zwróceniem szczególnej uwagi na budowę głowicy spawalniczej oraz przedstawiono wyniki badań własnych polegających na obserwacji zjawisk zachodzących podczas napełniania wnętrza komory gazem osłonowym. dzięki zastosowanej metodyce określono czas konieczny do wyparcia wody z komory i uzyskania warunków właściwych do rozpoczęcia procesu spawania. słowa kluczowe: spawanie pod wodą, lokalna komora sucha, spawalność stali abstract application of the local dry cavity method in underwater welding is an alternative for other more significant welding methods in water conditions. the increasing range of using welding processes with local isolation of welding area from water requires developing new design solutions. it also needs to expand knowledge about the process include knowledge of the conditions prevailing in the interior of the cavity and defining correlation between them. preforming joints with appropriate level of quality requires stability in welding process. this is possible due to ensure constant conditions in the interior of the local dry cavity. this article describes underwater welding using local dry cavity method with big attention paid to the construction of the welding head. furthermore, results of own research which involve observation of phenomena occurring during the filling of interior cavity with shielding gas has been presented. due to used methodology it was possible to determine time needed to displace water from the cavity and obtain required conditions to begin welding process. keywords: underwater welding, local dry cavity, weldability of steel wstęp spawanie w środowisku wodnym można realizować w warunkach mokrych, suchych albo przy miejscowym odizolowaniu obszaru spawania od wody: metodą lokalnej komory suchej [1÷5]. w metodzie tej nurek-spawacz znajduje się w wodzie, a proces spawania odbywa się w przestrzeni odizolowanej od wody za pomocą specjalnych komór, które mogą stanowić konstrukcje ruchome lub stałe. najprostszym i najtańszym rozwiązaniem jest zastosowanie lokalnej komory zamontowanej bezpośrednio na uchwycie spawalniczym. pierwsze propozycje lokalnych komór pojawiły się w latach siedemdziesiątych xx w., a ich dynamiczny rozwój nastąpił w następnej dekadzie [5÷8]. dr inż. dariusz fydrych; dr inż. grzegorz rogalski; mgr inż. karolina prokop – politechnika gdańska. autor korespondencyjny/corresponding author: darfydry@pg.gda.pl 29przegląd spawalnictwa 9/2014 spawanie metodą lokalnej komory suchej może być prowadzone różnymi procesami: mig/mag, tig, mma, paw i laserem [2, 7÷12]. najczęściej wykorzystywanymi metodami do spawania pod wodą z lokalną komorą suchą zamontowaną bezpośrednio na uchwycie spawalniczym są mig/mag (131/135) oraz tig (141), natomiast przy zastosowaniu lokalnych komór suchych montowanych na powierzchni elementu stosuje się spawanie elektrodami otulonymi mma (111). metody spawania pod wodą z zastosowaniem lokalnych komór suchych są dobrą alternatywą dla spawania mokrego oraz suchego, szczególnie przy spawaniu zrobotyzowanym i na dużych głębokościach. zasada spawania pod wodą metodami mig, mag oraz tig z lokalną komorą suchą jest taka sama jak podczas spawania na powietrzu, jednak gaz osłonowy spełnia dodatkowe zadania. poza podstawową funkcją, czyli ochroną jeziorka ciekłego metalu, gaz osłonowy ma za zadanie usunięcie wody i pary wodnej z wnętrza komory, uniemożliwienie dostania się wody do środka komory oraz osuszenie powierzchni spawanych elementów. metoda ta stanowi wariant pośredni pomiędzy metodą mokrą i suchą, łącząc ich zalety. analizując wszystkie czynniki związane ze spawaniem pod wodą w lokalnej komorze suchej, można wymienić następujące zalety [6÷8, 13÷15]: – możliwość spawania półautomatycznego oraz automatycznego, – dużą wydajność spawania, – ograniczenie prędkości stygnięcia złączy spawanych do wartości umożliwiających uzyskanie korzystnych struktur, – ograniczenie zawartości wodoru dyfundującego w stopiwie do poziomu 10÷20 ml/100 g fe, – możliwość uzyskania złączy bez niezgodności dyskwalifikujących je z eksploatacji, – możliwość stosowania drutów proszkowych, w tym samoosłonowych, – zmniejszenie kosztów spawania do poziomu spawania mokrego. głównymi wadami opisywanej metody jest brak możliwości obserwacji procesu spawania oraz powstawanie tzw. mokrego stanu powierzchni będącego skutkiem niedostatecznego osuszenia spawanych elementów przez gaz osłonowy [2÷5]. tym ostatnim zjawiskiem tłumaczy się zwiększoną skłonność do tworzenia pęknięć zimnych w porównaniu ze spawaniem w środowisku powietrznym [14, 15]. z literatury wynika, że rozkład wilgoci na powierzchni spawanych elementów zmienia się wraz ze zmianami prędkości ruchu lokalnej komory suchej [16]. spawanie mag lokalną komorą suchą jest możliwe dzięki wykorzystaniu standardowego urządzenia do spawania półautomatycznego, czyli źródła prądu, podajnika drutu elektrodowego, systemu dostarczania gazu osłonowego i uchwytu spawalniczego wyposażonego w komorę, której głównym zadaniem jest stworzenie wokół łuku obszaru pozbawionego wody. konstrukcja lokalnej komory suchej powinna umożliwiać jednoczesne usunięcie wody z jej objętości, osuszenie powierzchni spawanego materiału oraz ochronę jeziorka i łuku spawalniczego gazem osłonowym [3, 5, 7]. schemat prezentujący istotę spawania metodą lokalnej komory suchej pokazano na rysunku 1, a fotografie przykładowych napoin na rysunku 2. rys. 1. schemat spawania metodą lokalnej komory suchej; 1 – drut elektrodowy, 2 – gaz ochronny, 3 – dysza wewnętrzna, 4 – dysza zewnętrzna, 5 – woda, 6 – opaska elastyczna, 7 – pęcherzyki gazu, 8 – materiał spawany, 9 – łuk elektryczny, 10 – spoina [3] fig. 1. scheme of welding process using local dry cavity method; 1 – welding wire, 2 – shielding gas, 3 – internal nozzle, 4 – outer nozzle, 5 – water, 6 – elastic band, 7 – gas bubbles, 8 – welded material, 9 – electric arc, 10 – weld [3] rys. 2. napoiny wykonane metodą lokalnej komory suchej (mag w osłonie co2): a) energia liniowa 1,0 kj/mm, b) energia liniowa 1,5 kj/mm [14] fig. 2. padding welds performed with local dry cavity method (mag with co2 shielding): a) heat input 1.0 kj/mm, b) heat input 1.5 kj/mm [14] a) b) 30 przegląd spawalnictwa 9/2014 rys. 3. komora sucha do wykonywania złączy teowych; 1 – korpus, 2 – króciec gazowy, 3 – przesłona gazowa, 4 – dysza gazowa, 5 – dysza zewnętrzna, 6 – osłona elastyczna, 7 – opaska zaciskowa, 8 – zawleczka, 9 – pierścień osadczy [17] fig. 3. dry cavity to perform t-joints; 1 – framework, 2 – gas connector, 3 – gas shutter, 4 – gas nozzle, 5 – outer nozzle, 6 – flexible cover, 7 – hose fitting, 8 – pin, 9 – ring [17] budowa lokalnych komór suchych umożliwia wykonywanie spoin czołowych w złączach doczołowych oraz spoin pachwinowych w złączach teowych oraz zakładkowych. wykonywanie spoin pachwinowych wymaga zmiany kształtu komory. przykłady takich rozwiązań pokazano na rysunkach 3 i 4. rys. 4. głowica spawalnicza do wykonywania złączy teowych; 1 – korpus, 2 – opaska elastyczna, 3 – wylot gazu, 4 – tuleja gwintowana, 5 – zacisk mocujący [18] fig. 4. welding head to perform t-joints; 1 – framework, 2 – elastic band, 3 – gas discharge, 4 – threaded sleeve, 5 – mounting clamp [18] spawania podwodnego są zbliżone do wartości właściwych dla spawania daną metodą w środowisku powietrznym, jednak w takich warunkach wymagane jest stosowanie wyższych wartości natężenia przepływu gazu osłonowego (z zakresu 20÷50 l/min, a w niektórych przypadkach do 100 l/min). prowadzone na politechnice gdańskiej badania spawania pod wodą metodą lokalnej komory suchej pozwoliły na określenie parametrów technologicznych umożliwiających uzyskanie złączy spawanych spełniających stawiane im wymagania oraz wyznaczyły ramy wymiarowe lokalnej komory suchej [6÷8,19÷24]. ustalono, że średnica lokalnej komory suchej powinna wynosić powyżej 50 mm. analizując wyniki dotychczasowych badań można stwierdzić, że zwiększenie wielkości lokalnej komory suchej zapewnia bardziej stabilne warunki jarzenia się łuku oraz zmniejsza prędkość stygnięcia złącza spawanego. należy zauważyć, że wielkość lokalnych komór może być ograniczona przez rozmiary, kształt oraz położenie spawanych elementów. w praktyce nie zawsze można zastosować komorę, która zapewniłaby najlepsze warunki spawania. stabilność osłony gazowej wpływa na spawalność stali przez wpływ na stabilność jarzenia się łuku i zawartość wodoru dyfundującego w stopiwie, a te czynniki odpowiadają za formowanie się niezgodności spawalniczych typu: pęknięcia, podtopienia, przyklejenia, pęcherze gazowe, nierówność lica i inne. z tej przyczyny podejmowano różne próby stabilizowania warunków spawania. autorzy [6] przedstawiają badania dotyczące spawania pod wodą lokalną komorą suchą ze stabilizowaniem warunków wewnątrz komory za pomocą strumienia wody. zapewnia to dobre warunki jarzenia się łuku, co w konsekwencji prowadzi do uzyskania złączy o wymaganych właściwościach. szczegółowe analizy warunków panujących we wnętrzu komory podczas spawania różnymi metodami zamieszczono w publikacjach [10÷12, 25÷28]. pomimo wielu trudności podjęto próby opracowania technologii spawania umożliwiających wykonywanie złączy z zastosowaniem omawianej metody. w japonii wykonano spoiny o dobrych właściwościach na głębokości 90 m. ponadto wśród praktycznych zastosowań metody wymienić można testy na głębokości ok. 27 m potwierdzone uzyskaniem aprobaty towarzystwa klasyfikacyjnego [5]. natomiast w warunkach laboratoryjnych opracowano technologię spawania na głębokości 200 m [20]. badania własne celem badań było ustalenie zachowania się gazu osłonowego i wody we wnętrzu standardowej lokalnej komory suchej o średnicy 110 mm przeznaczonej do spawania pod wodą procesami mig/mag. poza typowymi dla spawania metodą mag parametrami, natężeniem prądu spawania, napięciem łuku i prędkością spawania, dodatkowymi są budowa i wymiary lokalnej komory suchej. wartości parametrów 31przegląd spawalnictwa 9/2014 rys. 5. elementy głowicy do spawania metodą mig/mag z lokalną komorą suchą; 1 – końcówka prądowa, 2 – osłona elastyczna, 3 – dysza zewnętrzna, 4 – korpus, 5 – nakrętka specjalna, 6 – tuleja gazowa, 7 – tuleja zaciskowa, 8 – łącznik [3] fig. 5. elements of the welding head to mig/mag welding process with local dry cavity method; 1 – contact tip, 2 – flexible cover, 3 – outer nozzle, 4 – framework, 5 – special nut, 6 – gas sleeve, 7 – clamping sleeve, 8 – adapter [3] badane urządzenie zawiera głowicę spawalniczą z lokalną komorą suchą zaprojektowaną na politechnice gdańskiej [7]. jej główne elementy oraz sposób ich złożenia przedstawiono na rysunkach 5 i 6. do badań wykorzystano szklany zbiornik na wodę o wymiarach 500x300x250 mm. w celu otrzymania wyraźniejszego obrazu napełniono go zabarwioną wodą, a następnie umieszczono w nim pomalowaną białą farbą lokalną komorę suchą i ustalono natężenie przepływu gazu osłonowego wg na poziomach 20, 35 i 50 l/min. w takich warunkach dokonywano obserwacji, wykonywano dokumentację fotograficzną, jednocześnie mierząc czas [14]. głównym obiektem obserwacji były zjawiska zachodzące przy włączaniu i wyłączaniu osłony gazowej, a zwłaszcza usuwanie wody z komory oraz osuszanie powierzchni dna zbiornika. na rysunku 7 zamieszczono fotografie przedstawiające usuwanie wody z wnętrza lokalnej komory suchej przez gaz osłonowy. dla każdej wartości natężenia przepływu gazu osłonowego komora w czasie ok. t = 5÷7 s była opróżniona z wody. w rozpatrywanym zakresie zmian wartości natężenia przepływu gazu osłonowego nie stwierdzono jego wyraźnego wpływu na czas opróżniania komory. również po takim samym czasie po wyłączeniu gazu osłonowego komora wypełniała się wodą, jednak nie w całej objętości (rys. 8). w jej górnej części pozostawał pęcherz gazowy. w przypadku nieprawidłowego docisku symulującego przechylenie komory o 10º nawet wysoka (50 l/min) wartość natężenia przepływu gazu nie zapewniała właściwej ochrony obszaru pod komorą (rys. 7f), co może być przyczyną formowania się pęcherzy gazowych oraz porów (rys. 9). rys. 7. zachowanie się gazu osłonowego w lokalnej komorze suchej podczas włączania osłony gazowej: a) wg = 0 l/min, komora wypełniona wodą, b) wg = 35 l/min, 1 s po włączeniu osłony gazowej, wypychanie wody z wnętrza komory, c) wg = 35 l/min, 2 s po włączeniu osłony gazowej, wypełnianie objętości komory przez gaz, d) wg = 35 l/min, 3 s po włączeniu osłony gazowej, stabilizacja procesu, osuszanie powierzchni pod komorą, e) wg = 35 l/min, 5 s po włączeniu osłony gazowej stabilny wypływ gazu z komory, f) wg = 50 l/min, symulacja przechylenia komory pod kątem 10º, strzałką zaznaczono obszar niedostatecznego osuszenia powierzchni i okresowego dostępu wody do wnętrza komory fig. 7. the behavior of the shielding gas in the local dry cavity while turning the gas shield on: a) wg = 0 l/min, cavity filled with water, b) wg = 35 l/min, 1 s after turning the gas shield on, ejecting water from the interior of the cavity, c) wg = 35 l/min, 2 s after turning the gas shield on, filling of the cavity by the gas, d) wg = 35 l/min, 3 s after turning the gas shield on, stabilization of the process, drying area under the cavity, e) wg = 35 l/min, 5 s after turning the gas shield on, stable outflow of gas from the cavity, f) wg = 50 l/min, 10º cavity tilt simulation, arrow indicates area of insufficient drying of surface and periodic water access to the cavity rys. 6. przekrój poprzeczny głowicy do spawania metodą mig/mag z lokalną komorą suchą [3] fig. 6. cross-section of welding head to mig/mag welding process with local dry cavity method [3] a) b) c) d) e) f) 32 przegląd spawalnictwa 9/2014 należy zaznaczyć, że badania przeprowadzone bez łuku spawalniczego nie dają pełnego obrazu zjawisk zachodzących w lokalnej komorze suchej, gdyż można oczekiwać, że wysoka temperatura łuku może mieć znaczący wpływ na zachowanie się wody i pary wodnej w komorze lokalnej, a zwłaszcza na rozkład wilgoci na powierzchni spawanych elementów. dodatkowym odstępstwem od rzeczywistego spawania było przeprowadzenie obserwacji przy nieruchomej komorze i na materiale o mniejszej chropowatości (szkło) niż stal, jednak uzyskane informacje stanowią dobrą podstawę do dalszych badań ukierunkowanych na wyznaczenie pozostałych warunków mogących mieć wpływ na stabilność procesu. do szczególnie istotnych w tym zakresie zagadnień należy zaliczyć: określenie rozkładu temperatury i pomiary ciśnienia we wnętrzu komory oraz oznaczenie składu chemicznego gazu w komorze suchej, a zwłaszcza zawartości wodoru. osobnym problemem badawczym jest wpływ rodzaju i natężenia przepływu gazu osłonowego na wymienione zagadnienia. podsumowanie wśród metod spawania pod wodą spawanie lokalną komorą suchą zajmuje szczególnie istotne miejsce, ponieważ charakteryzuje się stosunkowo niskimi kosztami i zbliżeniem warunków cieplnych i metalurgicznych do panujących w środowisku powietrznym. łączenie przez nią zalet metod suchych i mokrych predysponuje ją do zajęcia wiodącej pozycji wśród metod spawania pod wodą. z przeprowadzonych obserwacji wynika, że minimalny czas konieczny do opróżnienia lokalnej komory z wody wynosi 7 s i nie jest zależny od wartości natężenia przepływu gazu osłonowego. istotny jest równomierny docisk i styczność komory z powierzchnią elementów spawanych, gdyż gaz osłonowy ma naturalną tendencję do opuszczania jej w najwyżej położonym miejscu. taka sytuacja może doprowadzić do niecałkowitego opróżnienia komory z wody lub okresowego dostępu wody do jej wnętrza. rys. 8. zachowanie się gazu osłonowego w lokalnej komorze suchej podczas wyłączania osłony gazowej, wg = 35 l/min: a) 1 s po wyłączeniu osłony gazowej, słabnący strumień gazu, b) 2 s po wyłączeniu osłony gazowej, stan równowagi między ciśnieniem gazu i ciśnieniem wody, c) 3 s po wyłączeniu osłony gazowej, tworzenie się warstwy wody na powierzchni pod komorą, d) 5 s po wyłączeniu osłony gazowej, wypełnianie się wnętrza komory wodą fig. 8. behavior of the shielding gas in the local dry cavity while turning the gas shield off, wg = 35 l/min: a) 1 s after turning the gas shield off, weakening gas stream, b) 2 s after turning the gas shield off, state of equilibrium between gas pressure and water pressure, c) 3 s after turning the gas shield off, formation of a water layer on the surface under the chamber, d) 5 s after turning the gas shield off, filling interior of the cavity with water rys. 9. napoina wykonana przy nierównomiernym docisku komory do materiału spawanego, energia liniowa 2,5 kj/mm. widoczne liczne pęcherze powierzchniowe [3] fig. 9. padding weld performed with uneven contact of cavity to welded material, heat input 2,5 kj/mm. visible numerous pores [3] a) b) c) d) 33przegląd spawalnictwa 9/2014 wnioski obserwacje procesu spawania pod wodą metodą lokalnej komory suchej wykazały, że istotne dla jakości złączy jest rozpoczęcie spawania po upłynięciu co najmniej 7 s po włączeniu osłony gazowej oraz równomierne przyleganie osłony komory do elementów spawanych. literatura [1] aws d3.6m: 2010 underwater welding code. [2] łabanowski j., fydrych d., rogalski g.: underwater welding – a review. advances in materials science, vol. 8, iss. 3, 2008, s. 11-12. [3] rogalski g.: wyznaczanie czasów stygnięcia przy spawaniu pod wodą metodą lokalnej komory suchej. praca doktorska, politechnika gdańska, gdańsk 2006. [4] cotton h.c.: welding under water and in the splash zone – a review. proceedings of the international conference „underwater welding”, trondheim, norway 1983. [5] lesiński k.: stan i perspektywy rozwoju technik spawalniczych pod wodą. materiały konferencji naukowo-technicznej „problemy cięcia i spawania pod wodą”, itmmis, gdańsk 1985. [6] matsunawa a., nishiguchi k., okamoto i.: prediction of cooling rate and hardness of base metal in the underwater welding by local cavity process. proceedings of the international conference „underwater welding”, trondheim, norway 1983. [7] lesiński k., kiełczyński w.: underwater welding technology by dry local cavity method. proceedings of the international conference joining of metals, jom3, helsingor, denmark, 1986. [8] hamsaki m., sakakibara j.: underwater dry tig welding using wire brush nozzle. proceedings of the international conference „underwater welding”, trondheim, norway 1983. [9] fydrych d., łabanowski j., rogalski g.: weldability of high strength steels in wet welding conditions. polish maritime research, vol. 20, iss. 2, 2013, s. 67-73. [10] zhang x., ashida e., shono s., matsuda f.: effect of shielding conditions of local dry cavity on weld quality in underwater nd:yag laser welding. journal of materials processing and technology, vol. 174, iss. 1-3, 2006, s. 34-41. [11] zhang x., chen w., ashida e., matsuda f.: metallurgical and mechanical properties of underwater laser welds of stainless steel. journal of materials science and technology, vol. 19, no. 5, 2003, s. 479-483. [12] yamashita y., kawano t., mann k.: underwater laser welding by 4 kw cw yag laser. journal of nuclear science and technology, vol. 38, iss. 10, 2001, s. 891-895. [13] slobodan k., markučič d., koch z., garašić i.: nowoczesne technologie remontów konstrukcji podwodnych. biuletyn instytutu spawalnictwa 5/2005. [14] fydrych d.: wpływ warunków spawania na skłonność do tworzenia pęknięć zimnych przy spawaniu pod wodą. praca doktorska, politechnika gdańska, gdańsk 2005. [15] fydrych d., rogalski g.: effect of underwater local cavity welding method conditions on diffusible hydrogen content in deposited metal. welding international, vol. 27, iss. 3, march 2013, s. 196-202. uściślenie stanu wiedzy o warunkach istniejących w lokalnej komorze suchej wymaga przeprowadzenia pomiarów temperatury i ciśnienia w jej wnętrzu oraz określenia składu chemicznego gazu. [16] piątkowski t.: wpływ parametrów lokalnej komory i osłony gazowej na właściwości złączy spawanych pod wodą. praca doktorska, politechnika gdańska, gdańsk 1985. [17] lesiński k., piwiński w., gadomski z., piątkowski t.: głowica do spawania łukowego w osłonie gazowej złączy kątowych ze spoinami pachwinowymi zwłaszcza pod wodą. opis patentowy pl 16 16 63 b1 1990. [18] rogalski g., fydrych d., łabanowski j.: ocena możliwości spawania pod wodą drutem proszkowym metodą lokalnej komory suchej. biuletyn instytutu spawalnictwa w gliwicach 5/2012. [19] kiełczyński w., piątkowski t., piwiński w., haras j., szkolnik l.: badania laboratoryjne procesów spawania pod wodą. praca badawcza nr bz 920807, politechnika gdańska, gdańsk 1992. [20] lesiński k. i in.: opracowanie technologii spawania pod wodą złączy doczołowych wybranych połączeń konstrukcji podwodnych z zastosowaniem suchej lokalnej komory do 200 m (2 mpa). praca badawcza nr sza 24a/87 etap i i ii, politechnika gdańska, gdańsk 1987. [21] lesiński k., piątkowski t., marmołowski a.: badania parametrów spawania na różnych głębokościach dla złączy ze spoinami pachwinowymi w pozycji podolnej. praca badawcza nr 880547, politechnika gdańska, gdańsk 1989. [22] lesiński k., piątkowski t., kiełczyński w.: kryteria oceny i odbioru złączy spawanych pod wodą. praca badawcza nr 870232, etap i, politechnika gdańska, gdańsk 1989. [23] lesiński k., piątkowski t., manikowski z.: kryteria oceny i odbioru złączy spawanych pod wodą. praca badawcza nr 870119, etap ii, politechnika gdańska, gdańsk 1989. [24] walczak w., rogalski g., haras j.: badania spawalniczych procesów cieplnych. badania własne, praca badawcza nr 014693-01, politechnika gdańska, gdańsk 2004. [25] gao h., jiao x., zhou c., zhu j: study of gas shielding stability for underwater local dry welding based on fluent. china welding (english edition), vol. 19, no. 1, 2010, s. 70-75. [26] zhou c., jiao x., zhu j., gao h., shen q., yu y., zhang j.: computer-aided quality assurance system of underwater welding. shanghai jiaotongdaxuexuebao/journal of shanghai jiaotong university, vol. 42, no. suppl. 1, 2008, s. 112-114 + 118. [27] ogawa y.: detection of wet condition for underwater local dry welding. proceedings of the 8th international offshore and polar engineering conference, montréal, may 24–29, 1998, vol. 4, s. 169-172. [28] zhu j., jiao x., chen m., zhou c., gao h.: research of chamber local dry underwater welding system and drainage properties. china welding (english edition), vol. 22, no. 1, 2013, s. 27-29. 201302_pspaw_hy92.pdf 36 przegląd spawalnictwa 2/2013 krzysztof pańcikiewicz edmund tasak mgr inż. krzysztof pańcikiewicz, prof. dr hab. inż. edmund tasak – agh akademia górniczo-hutnicza w krakowie. streszczenie w artykule omówiono pękanie połączeń spawanych stali 7crmovtib10-10 (t24), stosowanej na ściany szczelne w kotłach energetycznych, pracujących przy parametrach nadkrytycznych. jednym z powodów pękania, ze względu na mikrostrukturę materiału spawanego, może być negatywne oddziaływanie wodoru, zarówno podczas spawania, jak i eksploatacji. stosowanie obróbki cieplnej po spawaniu poprawia właściwości plastyczne złączy, ale może wywoływać również pękanie relaksacyjne. abstract the paper presents the character of fracture of welded joints of 7crmovtib10-10 (t24) steel, used to the membrane walls in power plants boilers operating at supercritical conditions. the cause for the cracking, due to the microstructure of the welded metal, is negative effects of hydrogen content, both during welding and exploitation. post weld heat treatment improves the plastic properties of joints, but can also cause reheat cracking. charakter pękania połączeń spawanych stali 7crmovtib10-10 (t24) character of fracture of welded joints  of 7crmovtib10-10 (t24) steel wstęp ze względu na konieczność stosowania coraz wyższych parametrów eksploatacyjnych bloków energetycznych elektrowni konwencjonalnych niezbędne jest opracowanie i wdrażanie nowych stali zapewniających pracę w tak trudnych warunkach. przykładem takiej stali może być opracowana w europie bainityczna, żarowytrzymała stal 7crmovtib10-10 (t24) lub japońska stal 7crwvmonb9-6 (t23), które są oparte na konwencjonalnej stali 10crmo9-10 (t22) [1]. w tablicy i zestawiono skład chemiczny stali 10crmo9-10 (t22), 7crwvmonb9-6 (t23) i 7crmovtib10-10 (t24). charakterystyka stali 7crmovtib10-10 (t24) analiza danych literaturowych wskazuje liczne zalety stali 7crmovtib10-10, takie jak dobra spawalność, podatność na kształtowalnie, brak konieczności podgrzewania wstępnego i obróbki cieplnej po spawaniu metodą tig i saw. praktyka przemysłowa uwidacznia jednak jej dużą skłonność do pęknięć gorących, zimnych i relaksacyjnych [1, 3÷5]. krytyczne opinie co do skłonności do pęknięć stali 7crmovtib10-10 (t24) zawarto w publikacjach m.in. fińskich i czeskich badaczy, gdzie wskazywana jest skłonność do pęknięć zimnych, w tym szczególnie wodorowych [6, 7]. pęknięcie tego rodzaju zdarza się przy wysokiej zawartości wodoru, podwyższonym stanie naprężeń i mikrostrukturze o twardości > 350 hv. najprostszym rozwiązaniem ograniczającym skłonność do pęknięć wodorowych jest obróbka cieplna po spawaniu, która pozwoliłaby uniknąć wszystkich trzech wymienionych czynników. w przypadku stali bainitycznych tablica i. skład chemiczny stali t22, t23 i t24 (% wag.) [2] table i. chemical composition of t22, t23, t24 steels (% mas.) [2] stal c mn cr mo nb ti v w n b t22 0,08÷0,14 0,30 ÷0,70 2,00 ÷2,25 0,90 ÷1,10 t23 0,04÷0,10 0,10 ÷0,60 1,90 ÷2,60 0,05 ÷0,30 0,02 ÷0,08 0,20 ÷0,30 1,45 ÷1,75 ≤ 0,03 0,0005 ÷0,0060 t24 0,05÷0,10 0,30 ÷0,70 2,20 ÷2,60 0,90 ÷1,10 0,05 ÷0,10 0,20 ÷0,30 ≤ 0,01 0,0015 ÷0,0070 37przegląd spawalnictwa 2/2013 7crwvmonb9-6 (t23) i 7crmovtib10-10 (t24) proponowaną temperaturą wyżarzania jest 730÷740°c. wyżarzanie w niższej temperaturze, co zostało potwierdzone badaniami, może spowodować występowanie efektu twardości wtórnej oraz spadek udarności, ze względu na przemianę austenitu szczątkowego w przesycony ferryt i bainit [8, 9]. w przypadku obróbki cieplnej stali 7crwvmonb9-6 (t23) naukowcy japońscy zaproponowali przystanek podczas nagrzewania, co nie znajduje odzwierciedlenia w publikacjach europejskich odnoszących się do tej stali, poza przypadkiem łączenia materiałów o istotnie różnej grubości [3]. przystanek ten sugeruje podatność stali 7crwvmonb9-6 (t23) do pęknięć relaksacyjnych, co również może, ze względu na zbliżony skład chemiczny, dotyczyć stali 7crmovtib10-10 (t24). rodzaj pękania stali 7crmovtib10-10 w przypadku połączeń spawanych stali 7crmovtib10-10 możliwe są pęknięcia różnego typu – począwszy od pęknięć gorących, poprzez pęknięcia zimne wodorowe, aż do pęknięć relaksacyjnych. skłonność stali do wystąpienia tego typu zjawisk została potwierdzona w badaniach wielu fragmentów paneli ścian szczelnych ze stali 7crmovtib10-10 (t24) spawanych łukiem krytym pod topnikiem. na rysunku 1 przedstawiono przykład poprzecznych pęknięć spoin, ujawnionych w badaniach magnetyczno-proszkowych wykonanych po 2÷3 dniach, co wskazuje na ich zwłoczny charakter. rysunek 2 stanowi obraz przykładowej powierzchni pęknięcia występującego w dwóch spoinach połączenia rura-płaskownik. pęknięcia mogą również występować tylko w pierwszym ściegu (rys. 3 i 4). widoczne jest, że pęknięcie powstało w spoinie i gruboziarnistym obszarze strefy wpływu ciepła. jak wykazały badania makroskopowe, pęknięcie to rozwijało się w pierwszym ściegu. badania na skaningowym mikroskopie elektronowym wykazały, że elementy te, zgodnie z instrukcją, byłyby poddane obróbce cieplnej po spawaniu, na co wskazuje silne utlenienie powierzchni pęknięcia (rys. 5). badania przełomów połączeń spawanych i nie obrabianych cieplnie wykazały, że pęknięcia mają charakter międzyi transkrystaliczny. istotnym zagadnieniem rys. 1. pęknięcia poprzeczne płaskownika w ścianie szczelnej fig. 1. transverse cracks in flat bar of membrane wall rys. 2. pęknięcia poprzeczne w pierwszej i drugiej spoinie fig. 2. transverse cracks in the first and second weld rys. 3. pęknięcie zimne w pierwszym ściegu ujawnione po dołamaniu fig. 3. cold crack fracture in the first bead of weld rys. 4. pęknięcie zimne w pierwszym ściegu ujawnione po dołamaniu fig. 4. cold crack fracture in the first bead of weld rys. 5. utleniona powierzchnia pęknięcia fig. 5. oxidated crack fracture surface 38 przegląd spawalnictwa 2/2013 było wyjaśnienie przyczyny i momentu powstawania pęknięć. sugeruje się, że wystąpienie pęknięć może mieć związek z obecnością dodatkowych naprężeń w czasie przenoszenia masy w połączeniu z wysoką kruchością złącza w stanie bez obróbki cieplnej [5]. badania połączeń po spawaniu nie wykazały obecności pęknięć, w odróżnieniu od złączy po obróbce cieplnej. wykonano także badania zginania i rozciągania na próbkach po obróbce cieplnej, a otwarte w ten rys. 6. pęknięcie gorące spoiny, powstałe podczas spawania fig. 6. hot crack in weld metal rys. 7. pęknięcia relaksacyjne w spoinie fig. 7. reheat cracks in weld metal rys. 8. pęknięcia relaksacyjne w spoinie fig. 8. reheat cracks in weld metal sposób pęknięcia poddano analizie na skaningowym mikroskopie elektronowym. wcześniejsze badania [10] wykazały, że w spoinie powstają pęknięcia międzykrystaliczne o gładkiej powierzchni przełomu. ze względu na ich charakter i brak śladów odkształcenia można zaliczyć je do pęknięć gorących, wywoływanych przez dużą zawartość wodoru (rys. 6). przy wysokim stanie naprężeń i wodoru w spoinie, pęknięcia te mogą się rozwijać jako pęknięcia zimne zwłoczne. w przypadku stosunkowo niskiego stanu naprężeń pęknięcia zwłoczne wodorowe nie ujawniają się na powierzchni i można je zaobserwować dopiero w dalszych etapach produkcji ścian szczelnych. zastosowanie obróbki cieplnej po spawaniu powoduje, że obecność wysokich naprężeń w złączu i brak możliwości ich relaksacji w wyniku wzrostu wytrzymałości spowodowanej utwardzeniem wydzieleniowym prowadzi do pękania relaksacyjnego. pękanie to charakteryzuje się tym, że w czasie wyżarzania przy granicach ziaren powstaje strefa wolna od wydzieleń o znacznie niższej wytrzymałości niż wnętrze ziarna, w której zachodzi intensywny proces pełzania wysokotemperaturowego pod wpływem istniejących w złączu naprężeń. dowodem na postępowanie procesu pełzania są badania strukturalne, wskazujące na występowanie porów na granicach ziaren (rys. 7). uszkodzenie to występuje tylko w wybranych kierunkach działania naprężeń stycznych (rys. 8). aby wyjaśnić rolę wodoru w procesie pękania, podjęto próby badania rodzaju pękania pod wpływem wodoru wprowadzanego do spoiny w sposób elektrochemiczny. w przypadku rozciąganych złączy spawanych, na przełomach występują charakterystyczne rybie oczy, składające się z centralnej części, gdzie następowała rekombinacja atomów wodoru i obszaru pękania kruchego transkrystalicznego. na rysunku 9 przedstawiono przykład pęknięcia tego typu. przeprowadzone badania nie pozwoliły określić momentu powstawania rybich oczu, tzn. czy powstały one w czasie wodorowania, czy też w próbie rozciągania. problem ten zostanie wyjaśniony w kolejnych badaniach. rys. 9. pęknięcie typu rybie oko w spoinie stali t24 po procesie elektrolitycznego nawodorowywania fig. 9. fish eye crack in t24 weld metal after cathodic hydrogen charging 39przegląd spawalnictwa 2/2013 podsumowanie pęknięcia w analizowanych złączach spawanych stali 7crmovtib10-10 (t24) mają charakter międzykrystaliczny i występują najczęściej w pierwszym ściegu. ujawnianie się ich po pewnym czasie od zakończenia spawania wskazuje na obecność małych niezgodności (mikropęknięć gorących), które rozwijają się przez pękanie zwłoczne. w czasie obróbki literatura [1] bendick w., gabrel j., hahn b., vandenberghe b.: new low alloy heat resistant ferritic steels t/p23 and t/p24 for power plant application, international journal of pressure vessels and piping, 2007, nr 84, s. 13-20. [2] pn-en 10216-2:2009, rury stalowe bez szwu do zastosowań ciśnieniowych – warunki techniczne dostawy – część 2: rury ze stali niestopowych i stopowych z określonymi właściwościami w temperaturze podwyższonej, [3] heuser h., jochum c.: alloy design for similar and dissimilar welding and their behaviours [w:] 1st international conference super-high strenght steels, rome-italy, 2-4 november 2005. [4] adamiec j.: hot cracking of welded joints of the 7crmovtib 10-10 (t/p24) steel, iop conference series: materials science and engineering 22 – technologies and properties of modern utilised materials, 2011. [5] gawrysiuk w., więcek m., adamiec j.: spawanie ścian szczelnych wykonanych ze stali t/p24 (7crmovtib10-10). fakty i mity, spawanie w energetyce: xvii międzynarodowa konferencja opole-turawa 20-23 kwietnia 2010, wydawnictwo instytut śląski, opole 2010, s. 82-87. [6] mohyla p., koukal j.: contribution to research of weldability of modern low-alloy creep resistant steels, acta metallurgica slovaca, 2003, nr 9, s. 210-216. cieplnej drobne mikropęknięcia w spoinach rozwijają się w wyniku pełzania wysokotemperaturowego (relaksacyjnego), a ich powierzchnia ma charakter międzykrystaliczny dołeczkowy. przy wprowadzaniu wodoru z zewnątrz do spoiny powstają pęknięcia typu rybie oczy. [7] nevasmaa p., laukknaen a.: procedure for the prevention of hydrogen cracking in multipass weld metal with emphasis on the assessment of cracking risk in 2.25cr-1mo-0.25vtib (t24) boiler steel, document ix-2131-04 for the 57th annual assembly of the international institute of welding (iiw), osaka, japan, 11-16 july 2004. [8] tasak e., ziewiec a., parzych s.: wpływ obróbki cieplnej na właściwości złącz spawanych wykonanych łukiem krytym i metodą gtaw w stali 7crmovtib10-10, powerwelding 2011: ii konferencja spawalnicza: badania oraz zastosowanie nowych stali żarowytrzymałych dla energetyki w zakresie temperatury pracy 600-650°c, kroczyce, ostaniec 8-9 wrzesień 2011, s. 179-188. [9] pańcikiewicz k., kwiecień s., tasak e.: właściwości połączeń spawanych stali 7crmovtib10-10 (t24) po obróbce cieplnej, przegląd spawalnictwa, r. 84, nr 1, 2012, s. 15-17. [10] tasak e., ziewiec a., adamiec j.: wpływ wodoru na pękanie spoin w stalach bainitycznych i mikrostopowych, hutnik wiadomości hutnicze, r. 75, nr 4, 2008, s. 170-176. badania wykonano w ramach pracy statutowej 11.11.110.156. w następnym numerze marek blicharski zmiany mikrostruktury w połączeniach spawanych różnoimiennych materiałów stosowanych w energetyce. bogusław cyganek wprowadzenie do pomiaru głębi scen za pomocą stereoskopowego układu kamer. anna pocica od parowozu do lux – torpedy. spawanie gazowe w naprawach taboru kolejowego, część i (z teki jacka lassocińskiego). janusz czuchryj, sławomir sikora, krzysztof staniszewski ocena jakości złączy spawanych w konstrukcjach stalowych kontrolowanych radiograficznie, na podstawie poziomu jakości „b+” wg pn-en 1090-2. 201603_pspaw.pdf 45przegląd  spawalnictwavol. 88 3/2016 resistance seam hardfacing and cladding   of wc-co in a nicrbsi-matrix zgrzewanie rezystancyjne ciągłe kompozytowych powłok ochronnych wc-co oraz na osnowie nicrbsi dipl.-ing tobias broda, prof. dr.-ing. steffen keitel – slv halle gmbh. autor korespondencyjny/corresponding author: broda@slv-halle.de abstract resistance seam hardfacing is a process to weld thin hardfacing layers. the process is based on resistance seam welding where one joining partner is a metal powder. the aim is the production of low dilution hardfacings on simple shaped structural elements (e.g. bolts). this was investigated by metallography and scanning electrone microscopy. further the economic efficiency of the prozess was worked out. keywords: hardfacing; cladding; suface modification; resistance welding streszczenie zastosowano zgrzewanie rezystancyjne ciągłe do wytwarzania kompozytowych powłok ochronnych. specyfika zadania polegała na zgrzewaniu proszku do metalowego podłoża. uzyskano powłoki ochronne kompozytowe wc -co oraz na osnowie nicrbsi z niskim współczynnikiem wymieszania z podłożem. przeprowadzono analizę struktury uzyskanych powłok z użyciem mikrosopii świetlnej i skaningowej. dodatkowo przeanalizowano efektywność ekonomiczną procesu słowa  kluczowe:  powłoki kompozytowe; zgrzewanie proszków; modyfikacja powierzchni wstęp resistance seam hardfacing is a process to weld thin hardfacing layers. the process is based on resistance seam welding where one joining partner is a metal powder. the aim is the production of low dilution hardfacings on simple shaped structural elements (e.g. bolts). this was investigated by metallography and scanning electrone microscopy. further the economic efficiency of the prozess was worked out. process hardfacing the conventional hardfacing works with fusion welding processes, which are classified in en 14700 [2]. all hardfacing processes in common have the attribute of a dilution level. the dilution level describes the compounding of filler metal and base metal. it should be low to form the desired layer with its conditions. in case of gas metal arc welding it can be up to 50 % and with manual arc welding up to 25 %. the dilution level can be calculated: the hardfacing conditions in a workshop are the same like for other fusions welding processes. thermal spraying thermal spraying uses technical gases and an energy source to create thermal and kinetic energy. according to tobias broda, steffen keitel en 657 [3] different energy sources can be used. an important need in thermal spraying is the keying of the surface and the activation of the surface by blasting and also the masking and unmasking in preand post-treatment. keying is nessecary to enable a mechanical joint of the sprayed layer. thermal spraying is made in a special cabin with acoustic protection and extraction. so the invest to save health environment is relatively high. fig. 1. areas to calculate the dilution level rys. 1. sposób liczenia stopnia wymieszania powłoki z podłożem resistance seam hardfacing [4] resistance seam hardfacing is a modified resistance seam welding process, where the joining partners are a metal powder and a structural element instead of two sheet metals. these structural elements are rotationally symmetric workpieces and rotate around their axis, figure 2. 46 przegląd  spawalnictwa vol. 88 3/2016 fig. 2. scheme of resistance seam hardfacing rys. 2. schemat procesu zgrzewania rezystancyjnego powłok two seam electrodes which are connected to the transformer are pressed to the workpiece. the metal powder acts as filler meterial and is dispensed to the lower seam electrode by a powder funnel. the powder is transported to the workpiece by the electrode rotation. the hardfacing is created by the resistance heating of the powder and workpiece surface by the current flow between the seam electrodes. the lateral surface on the workpieces is formed by a relative movement between the seam electrodes and the workpiece in a spiral shaped way. some characteristics of the process are shown in table i. evaluation scope technical advantages economical advantages hardfacing layer – high hardness – oxide free – low porosity – excellent joint lifetime improvement of hardfaced workpieces up to > 500 % process technology – no keying needed – no masking – automatable –no alloy burn-out – multi machine operation – high metal powder utilization (powder loss goes to zero) industrial safety – low noise level (65 db) – nearly no pollution – no acoustic protection cabin – no exhaust ventilation – no glare shield – no environmental pollution table i. attributes of resistance seam hardfacing tablica i. zalety zgrzewania rezystancyjnego powłok metal powders tungsten carbides as a consequence of the limited performance of specific hard phases like carbides, nitrides, boronides and siliconides in iron-, nickeland cobalt-based materials, additional hard phases are added. tungsten carbides are generally accepted in wear protection through its excellent performance. tungsten carbides are characterized by a high hardness and wear proof. tungsten carbides are divided in mono tungsten carbides (short wc) and fused tungsten carbides (short fwc). latter are a compound of ditungsten carbide w2c and wc in a small range 3,8 bis 4,2 wt. % carbon. these compounds can be obtained, if fwc are cooled down rapidly. if fwc are heated up over 1250 °c, it decomposes in w and wc. [5] cobalt cemented mono tungsten carbides often tungsten carbides are mixed with cobalt. the powder compound is formed by agglomerating and sintering [6]. these powders are qualified for thermal spraying and are also applied for plasma transfered arc welding (pta). the powders have 6 to 17 wt. % of co and have a hardness of app. 1500 hv. pure wc has app. 2300 hv. these powders are magnetic. self-fluxing nickel alloys nicrbsi-alloys have the feature to create a kind of flux by ist constitutes of boron and silicon. the melt wettens the workpiece surface and is able to reduce residual oxides [1]. the powder is non-magnetic and has good wear and corrosion protection features. self-fluxing nickel alloys work well as matrix materials, because embraced hardfacing materials were not that damaged (decomposed) during welding like in for example iron matrices [5]. resistance seam hardfacing   on the example of „chain bucket bolts” the application relates to lignite mining. chain bucket excavators are massive conveyors. a chain with buckets on their links is drawn across an acclivity, where overburden is conveyed continuously. the fasteners are hardened bolts made from 58crv4, which are exposed to abrasive wear through the bearings of the chain links by redirecting, figure 3. fig. 3. abrasive wear on a bucket chain bolt rys. 3. widok zużycia sworznia transportowego łańcucha kubełkowego a multilayer system is applied to improve the wear resistance. after investigating a lot of metal powders a three layer system was found. it consists of – nicrbsi (particle size 45 125 µm) – wc-co (particle size 80 200 µm) – nicrbsi (particle size 45 125 µm) fig. 4. bucket chain bolt with nicrbsi layer (light grey) and wc-co layer (dark grey) rys.  4. widok sworznia transportowego łańcucha kubełkowego ze zgrzaną powłoką ochronną 47przegląd  spawalnictwavol. 88 3/2016 the first layer of nicrbsi is used for disoxidation and as matrix layer. the second layer consisting of wc-co is inserted in the matrix layer and is joined by diffusion (figure 4). basically, the wear protection with these two layers would be completed, but the bolts would result bearing wear, which is why again in a third layer nicrbsi is applied. this raises the corrosion protection, too. a picture during the resistance seam hardfacing shows figure 5. fig. 5. rsistance seam hardfacing in process rys. 5. proces zgrzewania ciągłego oporowego powłoki ochronnej metallography figure 6 shows the layer structure of the bolts. the hard materials are not dispersed. in particular, the larger wc-co particles are embedded in their sintered spherical form in the nicrbsi matrix. fig. 6. multilayer-hardfacing of nicrbsi and wc-co rys. 6. wielowarstwowa powłoka ochronna nicrbsi oraz wc-co a detail from figure 6 is shown in figure 7. the self-fluxing nicrbsi matrix wets the hard balls, thus ensuring a cohesive connection. in figure 7 it can be seen that smaller wc-co particles have a much more irregular shape. these dissolve in the matrix. for the base material, the compound is present on the basis of a narrow diffusion layer. according to figure 1 the dilution level can be calculated. with a total layer thickness of t = 0.340 mm and a diffusion layer of d = 0.003 mm, the dilution level is d = 1 %. scanning electron microscopy studies show that the smaller wc-co balls are dissolved in the matrix (figure 8). recognizable is the fine distribution of bright particles. heavy elements such as tungsten are given bright in sem. this shows that the smaller hardfacing particles get dissolved in the matrix, the bigger ones are stable. fig. 7. bond to basematerial and carbide rys. 7. struktura połączenia osnowy z umocnieniem węglikowym oraz osnowy z podłożem fig. 8. sem picture of nicrbsi-matrix and wc-co carbide rys. 8. obraz sem osnowy nicrbsi oraz wc-co the distribution of elements from an edx revealed that cobalt is excreted in nicrbsi matrix, while silicon accumulates to wc. economy in reference to [7] machine hour rates were calculated for resistance seam hardfacing and high velocity flame spraying. while the total cost for a motion system and process-specific modules is approximately equal, see table i, the cost of the spraying technique is more expensive due to the high cost of occupational health and safety so that a ratio of about 3: 2 is produced to the disadvantage of spraying technology. even starker is the difference in the energy and auxiliary costs. here, the ratio is 5: 1 to the disadvantage of spray technique. comparing with bottled oxygen, the ratio is even more unfavorable. not to be forgotten are further costs by powder losses 48 przegląd  spawalnictwa vol. 88 3/2016 thermal spraying resistance seam hardfacing invest liquid oxygen bottled oxygen movement device 50.000,00 € process specific devices 95.000,00 150.000,00 € cooling system 12.500,00 5.000,00 € acoustic protection cabin 40.000,00 € suction system 40.000,00 € packing, transport, set-up 10.000,00 20.000,00 € power connection 2.500,00 12.500,00 € total cost 250.000,00 187.500,00 € calculation of machine rate (single shift) amortization 6 years1) 32,55 24,41 €/h calculated interes (12 % invest/2)1) 11,72 8,79 €/h room cost (100 m² each 4,00 €/month)1) 3,75 3,75 €/h maintenace cost (2 % of invest)1) 3,91 2,93 €/h rental oxygen vaporiser2) 4,69 €/h operation cost power of movement device 2 2 kw power cooling system 12 5 kw process specific power 0,00 10 kw power cost at 0,15 €/kwh 2,10 2,10 2,55 €/h gases: o2 60.000 l/h3) 12,00 120,00 €/h n2 12 l/h 0,12 0,12 €/h kerosine 20 l/h 10,00 10,00 €/h consumables cost1) 1,00 1,00 1 €/h powder loss4) 20,00 20,00 0,36 €/h machine cost rate 101.83 209,83 43,79 €/h 1) based on dvs-merkblatt 3211, assumption: 1280 ooperating hours per year 2) rental für vaporiser per month = 500 € 3) 1 m3 liquid oxygen 0,20 €; 1 bottle oxygen á 10 m3 – 20 € 4) assumption: powder cost 40,00 €/kg thermal spray conditions: rate 1 kg/h loss 50 % resistance seam hardfacing: rate 0,3 kg/h loss3 % * cost incl. movement device table ii. financial comparison between thermal spraying and resistance seam hardfacing tablica ii. porównanie pod względem ekonomicznym powłoki zgrzewanem oporowo i natryskiwanej cieplnie during spraying. since the excess powder is not thermally affected during roll seam buildup welding, it is re-used, so that the powder losses are theoretically equal to zero. here 3% was expected. in these approaches, the machine hour rates are: – resistance seam hardfacing app. 44 €/h – hvof-spritzen (with liquid oxigen) app. 100,00 €/h outlook in future work an efficient design of the plant technology will be achieved, with the application speed to be increased again in favor of the application rate. the aim should be to specialize the component size in the direction of small parts and use new hard facing materials. 49przegląd  spawalnictwavol. 88 3/2016 references [1] fahrenwaldt, h. j., schuler, v.: praxiswissen schweißtechnik, vieweg verlag, wiesbaden, 2006. [2] din en 14700: schweißzusätze – schweißzusätze zum hartauftragen, 2014. [3] din en 657: thermal spraying terminology, classification, 2003. [4] sitte, g., keitel, s.: rollennaht-auftragschweißen – eine alternative zum thermischen spritzen hochbeanspruchter oberflächen, tagungsband utsc, düsseldorf, 1999. [5] bouaifi, b.,günster, j., schreiber, f.: mikrostrukturelle untersuchungen an wolframcarbidverstärkten nickelund eisenbasislegierungen, schweißen und schneiden 49 (1997) 11, s. 858-866. [6] mathesius, h., krömmer, w.: praxis des thermischen spritzens, dvs media, düsseldorf, 2014. [7] dvs-merkblatt 3211 kostenbetrachtungen für die prozesse des elektronenstrahlund laser-strahlschweißens, 02/1998. conclusion the resistance seam hardfacing is a proven method for thin layer hardfacing to reduce abrasive wear. with the method powders are welded in direct current flow on rotationally symmetrical components. here a soft matrix material (nicrbsi) has proven to hold hardfacing materials (wc-co). using the example of chain bucket bolts a third layer (nicrbsi) was be applied to protect the bearings. in metallographic can be seen that the wc-co balls remain largely intact. only smaller balls are dissolved in the nicrbsi-matrix, a fine dispersion of the tungsten carbides occured. the connection of the layers to one another and to the base material is diffusion based with a dilution level of d = 1%. economically, the method must be compared with thermal spraying. it turns out that the process does not require auxiliaries and additional plant technology. this offers advantages. in future work, the process will continued to specialize in the direction of small parts. in general the presented technology can be applied an rod and tubes. it can easily be integrated in any kind of production line. ps 12 2016 www.pdf 38 przegląd  spawalnictwa vol. 88 12/2016 napawanie laserowe powłok ochronnych   na powierzchniach roboczych łopatek turbin parowych laser deposition of protective coatings onto working area of steam turbine blades streszczenie w procesie eksploatacji turbin parowych dochodzi do zużywania się łopatek wirnikowych. łopatki pracujące w obszarach pary mokrej narażone są na erozję spowodowaną uderzeniami kropel cieczy oraz kawitację. postępujące zużycie zmniejsza sprawność i moc całego bloku energetycznego. w pracy przedstawiono innowacyjną metodę zabezpieczania krawędzi łopatek poprzez laserowe napawanie warstw ochronnych. napoiny wykonano laserem impulsowym nd:yag. oględziny mikroskopowe oraz pomiary mikrotwardości potwierdziły poprawność przeprowadzonego procesu, właściwe wymieszanie napoiny z materiałem podłoża i otrzymanie pożądanej ciągłości metalurgicznej. zastosowanie takiej metody regeneracji może wydłużyć czas pracy turbiny i pozwoli uniknąć konieczności wczesnej wymiany elementów na nowe, ograniczając koszt i czasochłonność prac naprawczych. słowa  kluczowe:  napawanie laserowe; powłoki ochronne; łopatki turbin parowych abstract during the normal operations of steam turbine, the rotor’s blades are wearing down. in the last stages of steam turbines, droplets are generating from the wet steam flow. impacting droplets and cavitation cause erosion of blades. progressive erosion has a bad influence on efficiency and power of turbo generators. the paper presents an innovative method of laser cladding to protect blades against erosion. layers were made by nd:yag laser welding machine. microscope inspection confirmed correctness of cladding process conducted, proper dilution of overlays with the substrate, and desired metallurgical continuity of overlays and substrate. the use of such methods, may extend steam turbine’s usability, and avoid having to early replace components with new. keywords: laser cladding; protective coatings; steam turbine blades wstęp siłę prężności pary znano i wykorzystywano już w zamierzchłych czasach, jednakże były to proste zastosowania do czynności w życiowych ówczesnego człowieka. pierwsze zastosowanie przemysłowe sięga xviii wieku, kiedy to szkocki inżynier james watt skonstruował tłokową maszynę parową, zamieniającą ruch posuwisto-zwrotny tłoka na ruch obrotowy za pomocą układu korbowego. historia turbin parowych, będących przedmiotem niniejszej pracy przypada na koniec xix wieku. w 1884 r brytyjski inżynier charles parsons skonstruował pierwszą turbinę parową. z biegiem czasu i rozwoju techniki, świadomość inżynierów, że para jest znakomitym nośnikiem energii w maszynach przepływowych, spowodowała szereg modyfikacji konstrukcyjnych i technologicznych zwiększających sprawność turbin oraz moc sięgającą kilkuset mw. głównymi elementami konstrukcyjnymi turbin parowych kondensacyjnych są odpowiednio zamocowane na wale łopatki (rys. 1), dzięki którym energia kinetyczna pary wodnej wprawia wirnik w ruch obrotowy. łopatki oraz pozostałe części znajdujące się wewnątrz korpusu, na początkowych stopniach turbiny pracują konrad tobota, tomasz chmielewski przeglad welding technology review inż. konrad tobota; dr hab. inż. tomasz chmielewski, prof. pw – politechnika warszawska. autor korespondencyjny/corresponding author: konradtob@gmail.com w warunkach podwyższonej temperatury (przegrzana para dochodząca z kotła osiąga temperaturę ok. 500 °c) oraz wysokiego ciśnienia [1÷4]. w kolejnych stopniach turbiny w wyniku rozprężania się pary, ciśnienie i temperatura obniżają się i po przekroczeniu tzw. linii wilsona, dochodzi do wydzielania z pary dużej liczby kropelek cieczy. pomimo zastosowania zaawansowanych materiałów żarowytrzymałych, odpornych na korozję i erozję oraz precyzyjnego procesu wytwarzania łopatek, długotrwała eksploatacja we wspominanych wyżej warunkach powoduje ich zużycie. wraz ze wzrostem stopnia zużycia obniża się sprawność i moc całego bloku energetycznego [3,5]. współczesna energetyka staje przed dylematem, czy wymieniać zużyte części na nowe, czy też próbować je regenerować? wytwarzanie nowych części jest bardzo kosztowne i może znacząco obciążać środowisko naturalne. w obecnej sytuacji ekonomicznej z pomocą przychodzą spawalnicze metody regeneracji i modyfikacji powierzchni. umożliwiają one odtwarzanie właściwości eksploatacyjnych części maszyn znacznie niższym nakładem finansowym, niekiedy 39przegląd  spawalnictwa vol. 88 12/2016 rys. 1. przykładowe łopatki turbiny parowej kondensacyjnej fig. 1. examples of condensing steam turbines blades elementy po regeneracji wykazują lepsze właściwości niż nowo wyprodukowane [6]. dzisiejsza inżynieria spajania oferuje szereg technologii modyfikacji i regeneracji powierzchni. do najczęściej stosowanych należą metody napawania łukowego [7,8] z grupy gma. coraz częściej do napawania zaawansowanych części maszyn stosowane jest napawanie plazmowe oraz laserowe [9,10]. w pracy będącej przedmiotem niniejszego artykułu wykorzystano technologię napawania laserowego, laserem impulsowym nd:yag. mechanizmy zużycia   łopatek turbin parowych w turbinach parowych, łopatki pracują zarówno w warunkach podwyższonej temperatury charakterystycznej dla przegrzanej pary (ok. 500 °c), jak i w strefach niskoprężnych, gdzie zaczyna się obszar pary mokrej, w którym łopatki mają bezpośredni kontakt z kroplami cieczy, powstałymi w wyniku spontanicznej kondensacji pary. problem zużycia łopatek wirnikowych nie dotyczy jedynie erozji materiału spowodowanej uderzeniami kropel zarówno pierwotnych jak i wtórnych. należy pamiętać także, o zużyciu mechanicznym i zmęczeniowym. mając na uwadze, że wirnik turbiny parowej obraca się z dużą prędkością rzędu od kilku do kilkudziesięciu tysięcy obrotów na minutę, mamy do czynienia z ogromną siłą odśrodkową powodującą pełzanie materiału. cyklicznie zmienne prędkości obrotowe generują zmienne naprężenia, odpowiedzialne za zużycie zmęczeniowe łopatek i powstawanie pęknięć. negatywny wpływ mają także drgania mechaniczne towarzyszące każdej pracującej maszynie. wyżej wspomniane ubytki erozyjne są obszarami koncentracji naprężeń, a tym samym początkiem złomu zmęczeniowego. częste zmiany obciążenia i duże prędkości nagrzewania elementów metalowych, skutkują również stosunkowo szybkim zmęczeniem cieplnym. deformacje cieplne mogą prowadzić do trwałych odkształceń elementów turbiny [4,11]. na rysunku 2 przedstawiono erozyjne oraz kawitacyjne zużycie łopatek turbiny parowej. dotychczas zabezpieczano narażone na zużycie krawędzie poprzez natryskiwanie powłok metalicznych i kompozytowych lub stosowano nakładki ochronne (rys. 3.) np. tytanowe, spajane z powierzchnią łopatek za pomocą lutów. żadna z powyższych metod nie zapewniała pożądanej ciągłości metalurgicznej i wymieszania z materiałem podłoża, dlatego też w niniejszej pracy zastosowano innowacyjną technologię napawania laserowego.  a)  b) rys.  2. erozyjne ubytki materiału na krawędzi natarcia łopatki a) [11], zużycie kawitacyjne łopatki [11], b) fig. 2. erosion defects on the blades edge, a) [11], cavitation wear of blade, b) [11] rys. 3. łopatki wirnika turbiny parowej tc25 – łopatki regenerowane za pomocą nakładek [12] fig. 3. tc25 steam turbine rotor’s blades – example of regeneration using overlays [12] stosowane materiały w pierwszym etapie opracowywania technologii napawania wykonano badanie składu chemicznego łopatki. badanie przeprowadzono przy użyciu spektrometru jarzeniowego. w celu poprawności wnioskowania na łopatce będącej przedmiotem pracy wykonano 3 próby (rys. 4) i uśredniono wyniki. uśredniony wynik z 3 prób badania składu chemicznego łopatki przedstawia tablicy i. otrzymany wynik porównano z dostępnymi tablicami składów chemicznych stali i wytypowano stal kotłową, żarowytrzymałą x22crmov12-1 (1.4923). rys. 4. widocznie 3 przypalenia spektrometrem iskrowym na powierzchni łopatki fig. 4. visible three trials of spark spectrometer on a blade’s surface 40 przegląd  spawalnictwa vol. 88 12/2016 w celu wstępnego określenia mikrostruktury tej stali obliczono równoważnik chromu oraz niklu (nie = 13,2%, cre=7,3%). wg wykresu schaefflera, jest to stal o strukturze martenzytycznej, której spawalność metalurgiczna jest znacząco ograniczona [13] jako materiał dodatkowy do napawania dobrano drut chromowo-niklowy o średnicy 0,5 mm firmy quada v+f laserschweißdraht gmbh o symbolu qumed4551 stosowany do łączenia i napawania stali martenzytycznych odpornych na korozję i wysoką temperaturę. skład chemiczny drutu wg danych producenta przedstawia tablica ii. zawartość pierwiastków, % wag. fe c cr mo ni mn si v nb 84 0,23 12 0,81 0,9 0,74 0,23 0,4 0,11 tablica i. skład chemiczny łopatki table i. the chemical composition of a blade pierwiastek c mn si ni cr nb v zawartość  [%], wag. <0,06 1,3 0,85 9,5 19,5 0,72 0,25 tablica ii. skład chemiczny drutu qumed4551 [14] table ii. the chemical composition of qumed4551 wire [14] opis metody napawania promieniowanie laserowe jest szczególnym rodzajem promieniowania elektromagnetycznego. polega na wzmocnieniu światła poprzez wymuszoną emisję promieniowania w wyniku przejść energetycznych elektronów pomiędzy stanami o wyższej i niższej energii, w ośrodku czynnym lasera. ośrodkiem czynnym laserów stosowanych w spawalnictwie jest zazwyczaj gaz lub ciało stałe. napawanie powłok modyfikacyjnych wykonano laserem impulsowym na ciele stałym nd:yag, w którym podstawowym elementem generatora jest pręt wykonany z materiału krystalicznego, granatu itrowo-aluminiowego (y3al5o12) z domieszką (3%) jonów neodymu nd3+, emitującego promieniowanie o długości fali 1,06µm [15÷17]. badania własne próby napawania laserowego prowadzono przy użyciu urządzenia or laser evo mobile (rys. 5.) [20] w firmie resurs przy ul. czarodzieja 12 w warszawie. zgodnie z wynikiem analizy mechanizmów zużycia, zabezpieczono kraparametr wartość napięcie 450 [v] moc 195 [w] moc impulsu 6,92 [kw] energia impulsu 21,7 [j] szerokość impulsu 7,5 [ms] częstotliwość 9,0 [hz] tablica iii. główne parametry procesu napawania laserem nd:yag table iii. main parameters of nd:yag laser cladding process rys. 5. urządzenie do napawania or laser evo mobile [18] fig. 5. or laser evo mobile laser welding machine [18] wędź natarcia pióra łopatki – 1 próba, 3 ściegi; 2 próba, 5 ściegów oraz krawędź spływu – napoina jednościegowa krawędziowa. napoiny wykonano zgodnie z parametrami zamieszczonymi w tablicy iii. po wykonaniu napoin pobrano odpowiednie próbki do badań mikroskopowych. badania metalograficzne przeprowadzono w celu ujawnienia mikrostruktury, określenia stopnia wymieszania napoiny z metalem podłoża, pomiaru wielkości geometrycznych oraz określenia zasięgu strefy wpływu ciepła. oględziny mikroskopowe, poprzedziła precyzyjna preparatyka zgładów, szlifowanie, polerowanie oraz trawienie odczynnikiem mi16fe. rysunek 6 przedstawia mikrostrukturę materiału łopatki, jest to stal o strukturze martenzytycznej. obraz mikroskopowy napoiny krawędziowej jednościegowej wykonanej na krawędzi spływu pióra łopatki przedstarys. 6. mikrostruktura łopatki ze stali x22crmov12-1, x500 fig. 6. blade’s microstructure of x22crmov12-1 steel, x500 41przegląd  spawalnictwa vol. 88 12/2016 wia rysunek 7. napoinę obserwowano przy powiększeniu 50-krotnym. uzyskano kształt odpowiadający pierwotnej geometrii krawędzi łopatki. niewidoczny wpływ cyklu cieplnego napawania w okolicy linii wtopienia. z uwagi na małą objętość materiału na krawędzi, doszło do znacznego wymieszania napoiny z podłożem. niska masa krawędzi i wynikająca z tego niska pojemość cieplna tego obszaru skutkowała stosunkowo powolnym stygnięciem w swc. rys. 7. napoina laserowe na krawędzi spływu pióra łopatki, x50 fig. 7. laser pad weld on a blade’s trailing edge, x50 szerokość napoiny w przedziale 530 – 950 µm począwszy od ostrej krawędzi. długość 1400 µm. głównym zadaniem otrzymanej warstwy jest ochrona krawędzi przed kontaktem z kroplami cieczy, powodującymi ubytki erozyjne. rys. 8. napoina laserowe na krawędzi spływu pióra łopatki, x50 fig. 8. laser pad weld on a blade’s trailing edge, x50 rys. 9. napoina laserowe na krawędzi spływu pióra łopatki, x50 fig. 9. laser pad weld on a blade’s trailing edge, x50 rys. 10. rozkład mikrotwardości w przekroju podłoże-napoina fig. 10. distribution of microhardness in cross-section in substrate material and pad weld w kolejnej próbie wykonano napoinę 3-ściegową na krawędzi natarcia (rys. 8). stosowano temperaturę międzyściegową 50 °c, w celu uniknięcia negatywnego wpływu złożonego cyklu cieplnego i przegrzania podłoża. widoczny zasięg strefy wpływu ciepła 100-150 µm. szarokość napoiny 2606 µm, wysokość 200-350 µm. struktura podłoża martenzytyczna. następnie wykonano analogiczną napoinę 5-ściegową (rys. 9.) pomimo dodatkowych cykli cieplnych, zasięg strefy wpływu ciepła nie przekroczył 120 µm. kolejnym etapem badań były pomiary mikrotwardości. zastosowano metodę vickersa polegającą na wciskaniu w materiał diamentowego ostrosłupa o podstawie kwadratu i kącie między ścianami 136°. warunki badania określa pn-en iso 6507-1. pomiary wykonano pod obciążeniem 1 n, wyniki zobrazowano na wykresie (rys. 10). pomiar mikrotwardości przeprowadzono począwszy od linii wtopienia w kierunku lica napoiny, oraz w stronę materiału podłoża przez swc, zachowując odległości 0,05 mm między odciskami. zaznaczone na wykresie wartości reprezentują średnią arytmetyczną czterech pomiarów, których odchylenie standardowego nie przekraczało wartości 10. w przypadku napoiny 3-ściegowej zaobserwowano podwyższoną twardość w swc rzędu 400 µhv. zbyt wysoka twardość w strefie wpływu ciepła może być powodem powstawania kruchych pęknięć. dodatkowe cykle cieplne napawania w przypadku napoiny 5-ściegowej nie miały wpływu na zasięg i twardość swc. otrzymano rozkład mikrotwardości bardzo zbliżony do napoiny 3-ściegowej. zgodnie z tezą postawioną podczas oględzin mikroskopowych, brak wyraźnych zmian twardości w swc w napoinie krawędziowej jest efektem jednoczesnego oddziaływania wyższego wymieszania materiału napoiny z podłożem i wolniejszego odprowadzania ciepła, niż podczas napawania w bardziej masywnych obszarach łopatki. 42 przegląd  spawalnictwa vol. 88 12/2016 podsumowanie na podstawie przeprowadzonej analizy literaturowej zagadnienia zużycia łopatek turbin parowych, oraz metod ich regeneracji, wytypowano metodę oraz warunki technologiczne napawania prewencyjno-naprawczego. precyzyjny, pod względem kontroli ilości wprowadzanego ciepła proces napawania przy użyciu lasera impulsowego nd:yag drutem litym cr-ni pozwolił uzyskać powłoki, które zgodnie ich charakterystyką są odporne na zużycie erozyjne i kawitacyjne. uzyskanych powłok jeszcze nie testowano w warunkach eksploatacyjnych. ochronne powłoki wykonano na krawędziach natarcia oraz spływu, czyli w obszarach najsilniej narażonych na powstawanie ubytków. przeprowadzone badania mikroskopowe struktury oraz pomiary mikrotwardości potwierdziły poprawność wykonanych napoin na krawędzi spływu. w obszarze masywnej krawędzi natarcia, w której to strefie ciepło było szybko rozpraszane w masie łopatki, doszło do znacznego utwardzenia w swc (pomimo wielościegowego napawania). zapobiegawczo należy wprowadzić podgrzewanie wstępne i międzyściegowe. zastosowanie, opisanego w artykule procesu napawania prewencyjnego, który może również mieć charakter regeneracyjny, może znacząco zwiększyć trwałość dotychczas stosowanych łopatek. autorzy.artykułu.składają.podziękowania.panu.andrzejowi radziszewskiemu,.właścicielowi.firmy.resurs.przy.ul ..czarodzieja.12. w.warszawie.za.udostępnienie.stanowiska.laserowego.oraz.materiałów.dodatkowych.do.napawania . literatura [1] w. chrzanowski „turbiny parowe biblioteki dzieł technicznych”, tom iv, warszawa 1920. [2] t. nikiel „turbiny parowe” wnt, warszawa 1989. [3] a. korpela seppo “steam turbines. principles of turbomachinery”, chapter 5, john wiley & sons inc. usa 2012 [4] j. badur, s. kornet „nierównowagowe przemiany fazowe” logistyka 4/2013, poznań 2013 [5] j. dobrzański, a. hernas „trwałość i niszczenie elementów kotłów i turbin parowych” wpś, gliwice 2003 [6] t. chmielewski, d. golański „znaczenie spawalnictwa w procesie remanufacturingu” przegląd spawalnictwa vol 83, no 6/2011, warszawa 2011 [7] t. chmielewski, m. węglowski „analiza rynku spawalniczego w polsce pod względem sprzedaży urządzeń oraz materiałów spawalniczych”, przegląd spawalnictwa, vol. 82 (6), s. 28-31, 2010. [8] m. węglowski, t. chmielewski, k. kudła „porównanie wybranych właściwości nowoczesnych spawalniczych inwertorowych źródeł energii przeznaczonych do spawania metodą mag”, przegląd spawalnictwa, vol. 81 (10), s.81-83, 2009. [9] m. bober, j. senkara „mikrostruktura kompozytowych powłok ni-zrc napawanych plazmowo”, przegląd spawalnictwa, vol. 87 (10), s.60-63, 2015. [10] m. bober, k. tobota „badania istotności wpływu podstawowych parametrów napawania plazmowego na geometrię napoin” przegląd spawalnictwa, vol. 87 (9), s.24-28, [11] a. iwaniak, m. hetmańczyk „zabezpieczanie łopatek turbin parowych przed niszczeniem erozyjnym powłokami ochronnymi napawanymi laserowo” tribologia 2-2012 simp, warszawa 2012 [12] eksponat wirnika turbiny parowej tc25 eksploatowanej w e.c. żerań. ofiarowany instytutowi techniki cieplnej pw przez vattenfall. [13] t chmielewski „projektowanie procesów technologicznych – spawalnictwo” oficyna wydawnicza politechniki warszawskiej, warszawa 2013. [14] quada v+f laserschweißdraht gmbh www.quada-office.com [15] a. klimpel „technologie laserowe w spawalnictwie” wydawnictwo politechniki śląskiej, gliwice 2011 [16] z. bogdanowicz, k. grzelak, w. napadłek „laserowe kształtowanie warstwy powierzchniowej elementów maszyn” wat, warszawa 2011 [17] j. wilden „laserauftragschweißen” przegląd spawalnictwa vol 83, 9/2011, warszawa 2011 [18] własność firmy „resurs” a. radziszewski, warszawa 2016. ps 2 2016 www.pdf 41przegląd spawalnictwa vol. 88  2/2016 czynniki materiałowe w badaniach penetracyjnych – czas wywoływania material factors in liquid-penetrant inspection in relation to development time dr inż. paweł irek – instytut spawalnictwa, ośrodek kształcenia i nadzoru spawalniczego. autor korespondencyjny/corresponding author: pawel.irek@onet.pl streszczenie w artykule przedstawiono wyniki badań wpływu rodzaju materiału, chropowatości powierzchni w miejscu niezgodności oraz szerokości niezgodności na czas wywoływania w badaniach penetracyjnych. wynikiem jest funkcja, która omawia w jakim stopniu poszczególny czynnik materiałowy wpływa na czas wywoływania. oprócz wyników na blachach modelowych przedstawiono także wyniki z badań praktycznych pęknięć naturalnych. słowa kluczowe: niezgodność, wada, badania penetracyjne, adhezja abstract in the paper it has been presented the results of inve stigations into the influence of the material kind, surface roughness in the imperfection place and the imperfec tion width on the development time in liquidpenetrant testing. the investigations result is the function which describes how far the individual material factor affects the development time. apart from the results obtained on model sheets it has been given also the results of practical testing of natural cracks. keywords: imperfection, defect, penetration testing, adhesion wstęp metoda penetracyjna ma zastosowanie do wszystkich materiałów, a jej jedynym ograniczeniem jest porowatość badanego materiału. literatura i stosowane normy europejskie określają czas wywoływania (czas wyjścia penetrantu z nieciągłości na powierzchnie) od 10 do 30 minut, nie uwzględniając rodzaju materiału. praktyka natomiast po kazuje, iż czas wywoływania jest ściśle związany z rodzajem materiału i waha się od kilku minut do 24 godzin. literatura opisuje tylko oddziaływania ze strony penetrantu, natomiast nie opisuje oddziaływania od strony materiału, czyli wpływu na adhezję pomiędzy penetrantem a materiałem badanym czynników związanych z materiałem. dlatego wykonano badania mające na celu przybliżenie tej tematyki. określe nie, które czynniki materiałowe i w jakim stopniu wpływają na czas wywoływania, może okazać się bardzo pomocne w praktyce badawczej, w celu dobrania prawidłowego czasu wywoływania [1÷4]. wpływ wybranych materiałów został sprawdzony w niniejszej pracy, a jego wynik odzwierciedla miarę adhezji między penetrantem a materiałem zwilżanym. na podstawie literatury stwierdzono, iż chropowatość powierzchni także wpływa na adhezję. zatem chropowatość powierzchni to kolejny czynnik materiałowy, który został poddany badaniom. przewidywano także, że na czas wywoływania może wpływać objętość penetrantu w nieciągłości. w tym celu paweł irek szerokość nieciągłości także została uwzględniona w badaniu. przedmiotem badań było zatem określenie czasów wywoływania (zmienna zależna) dla podstawowych materiałów konstrukcyjnych oraz wpływu na ten czas poszczególnych czynników (zmienne niezależne) takich, jak: rodzaj materiału, chropowatość powierzchni w miejscu niezgodności oraz szerokość niezgodności. badania praktyczne wybrane materiały do badań to stal konstrukcyjna s355j2c+n, stop aluminium alsi1mgmn i nikiel nickel 200. w celu sprawdzenia wpływu zmiennych niezależnych na zmienną zależną, zrealizowano doświadczenie z zastoso waniem zrandomizowanego frakcyjnego planu czynnikowe go dla zmiennych, którym przyporządkowano trzy poziomy wartości. plan badań zakładał, że każda ze zmiennych zostanie zbadana na jednym z trzech poziomów: dolnym, środkowym i górnym (tabl. i). aby wyznaczyć poziomy wartości dla poszczególnych czynników, utworzono złącza spawane z każdego z badanych materiałów, z naturalnymi pęknięciami. pierwszym krokiem było przypisanie szerokości nieciągłości do poszczególnych poziomów. w tym celu utworzone pęknięcia na badanych materiałach zostały sfotografowane na mikroskopie stereoskopowym olympus szx9 przy powiększeniu 42 przegląd spawalnictwa vol. 88 2/2016 4x i 28,5x. na podstawie zdjęć dokonano pomiarów szerokości pęknięć przy pomocy programu auto cad 2012. dokładność pomiaru wynosiła 4 μm. liczba pomiarów dla każdego pęknięcia była różna, gdyż pomiar szerokości pęknięcia był wykonywany w odstępach wynoszących 1 milimetr. zatem liczba pomiarów dla każdego pęknięcia, zależnie od jego długości, wynosiła od kilku do ponad 100 pomiarów. zakres szerokości zmierzonych pęknięć wszystkich materiałów badanych mieści się w przedziale 4÷1228 μm. o ile dla stali konstrukcyjnej i niklu zakres szerokości pęknięć okazał się zbliżony, to dla aluminium był on ponad dwukrotnie mniejszy. dlatego zakres szerokości pęknięć przyjęty do badań został uśredniony, ale także tak, aby obejmował cały zakres szerokości nieciągłości (tabl. iii). dolny poziom wartości wynosi 50 μm, ze względu na ograniczenia szczelinomierza płytkowego. kolejnym etapem w celu przypisania wartości poszczególnych poziomów był pomiar profilu chropowatości. w tym celu wykonane złącza przełamano w miejscu utworzonych pęknięć, tak aby wykonać pomiary profilu chropowatości. do tego celu skompletowano stanowisko do badań profilu chropowatości, w którym program komputerowy turbo datawin-nt jest zintegrowany z profilometrem stykowym hommel tester t1000. zmierzony zakres chropowatości powierzchni pęknięć mieścił się w przedziale: 1,39÷13,24. chropowatość powierzchni pęknięć w stali konstrukcyjnej oscylowała wokół zbliżonego poziomu i mieściła się w zakresie: 3,70÷7,51. największym zakresem chropowatości powierzchni pęknięć odznaczał się stop aluminium i wynosił on: 2,01÷13,24. natomiast chropowatość powierzchni pęknięć w badanym gatunku niklu cechowała się najmniejszymi wartościami chropowatości i mieściła się w zakresie: tablica i. czynniki poddane badaniu i przypisane im poziomy table i. factors subjected to testing and the levels assigned to them tablica ii. czynniki poddane badaniu i przypisane im poziomy table ii. factors subjected to testing and the levels assigned to them 1,39÷7,40. poziomy chropowatości dobrano tak, aby objąć cały zakres chropowatości (tabl. iii). przed przełamaniem złączy wykonano badania penetra cyjne. wyniki przedstawia rysunek 1. średnie czasy wywoływania dla różnych materiałów pokazują znaczące różnice w czasie wywoływania dla poszczególnych materiałów. dla niklu czas wywoływania jest około dwukrotnie dłuższy niż dla stopu aluminium i pięciokrotnie dłuższy niż dla stali konstrukcyjnej. w celu przypisania wartości czynnikowi związanemu z rodzajem materiału (rodzaj materiału) należało wykonać dodatkowe badania. badania te miały na celu wyeliminować podczas badań wpływ chropowatości niezgodności i jej objętość na różnice w czasach wywoływania pomiędzy poszczególnymi materiałami. w tym celu wykonano próbki z stali, aluminium i niklu. w próbkach przeznaczonych do badań wykonano nieprzelotowe otwory symulujące pory powierzchniowe o tych samych wymiarach, co w poszczególnych płytkachz różnych materiałów. dla optymalizacji przebiegu procesu badania penetracyjnego ze względu na możliwości psycho fizyczne operatora oraz ze względu na dokładność pomiaro wą wskazań, w każdym elemencie wykonano tylko 3 otwory. nominalne wymiary otworów zestawiono w tablicy ii. następnie wykonano serię badań penetracyjnych porów nując przy tym czasy wywoływania dla otworów o tych sa mych wymiarach lecz w różnych materiałach. średnie cza sy wywoływania dla tych samych otworów lecz w różnych materiałach obrazuje rysunek 2. rys. 1. średnie czasy wywoływania dla badanych materiałów fig. 1. average development times for tested materials rys. 2. średnie czasy wywoływania dla otworów o tych samych wymiarach lecz w różnych materiałach konstrukcyjnych fig. 2. average development time for holes the same in dimensions but made in different constructional materials tablica iii. czynniki poddane badaniu i przypisane im poziomy wartości table iii. factors subjected to testing and the levels assigned to them 43przegląd spawalnictwa vol. 88  2/2016 badania pęknięć modelowych po przypisaniu każdej zmiennej trzech poziomów utwo rzono plan czynnikowy (tabl. iv). do utworzonego planu czynnikowego wykonano blachy modelowe z badanej stali, stopu aluminium i niklu o grubości 6 mm, których powierzchnia czołowa miała chropowatość na poziomie dolnym, środkowym i górnym. chropowatość powierzchni czołowych blach modelowych była zbliżona w kierunku poprzecznym, jak i wzdłużnym, tak jak ma to miejsce w pęknięciach. żądane wartości chropowatości uzyskano dzięki obróbce strumieniowo-ściernej. blachy modelowe tworzyły pomiędzy sobą szczelinę o wartości 50, 500 i 1000 μm (rys. 3). dzięki bocznym śrubom regulowana była szerokość szczeliny, a jej wielkość mierzona była za pomocą szczelinomierza płytkowego. na tak przygotowane blachy modelowe nakładano za pomocą pędzla penetrant. wśród wyników rejestrowano najmniejszą i największą szerokość wskazania (rys. 4) w odstępach czasowych aż do ustania rozwoju wskazań. wyniki badań i analiza na tak przygotowanych blachach modelowych wykona no badania penetracyjne zgodnie z planem czynnikowym. czas penetracji ustalono na 30 minut dla stali i aluminium, a niklu 120 minut, na podstawie wcześniejszych badań. badania powtórzono 3 razy, a wyniki uśredniono. uzyskane końcowe wyniki przedstawia tablica v. rys. 3. przyrząd badawczy na którym umieszczono blachy modelowe fig. 3. testing device on which model sheets are placed tablica v. końcowe wyniki planu czynnikowego table v. final results of the factorial plan tablica iv. plan czynnikowy z wartościami table iv. factorial plan with relevant values rys. 4. rozrost wskazań na blachach modelowych fig. 4. development of indications on model sheets 44 przegląd spawalnictwa vol. 88 2/2016 wyniki zostały poddane analizie w programie statistica, który posiada narzędzia do planowania doświadczeń czynnikowych, jak i analizy ich wyników. skorzystano z modułu „regresja wieloraka”, za pomocą którego można wyznaczyć ilościowe ujęcie związków pomiędzy wieloma zmiennymi niezależnymi, a zmienną zależną. przed dokonaniem analizy regresji wykonano serię korelacji poszczególnych zmiennych w kilku celach. pierwszym celem było sprawdzenie, czy predykatory korelują ze zmienną y, zaś drugim czy nie korelują między sobą. z uzyskanej korelacji wynikło, iż każda zmienna niezależna koreluje ze zmienną zależną, czyli czasem wy woływania, co potwierdzają uzyskane wartości – 0,575008; 0,438465; 0,602459. natomiast zmienne niezależne nie kore lują między sobą, co także jest pożądanym wynikiem. po otrzymywaniu pozytywnego wyniku korelacji pomiędzy zmiennymi niezależnymi opracowano równanie regresji wielorakiej na podstawie wyników 9 prób przedstawionych w tablicy v. gdzie: y – czas wywoływania, min x1 – chropowatość powierzchni, ra x2 – szerokość nieciągłości, μm x3 – rodzaj materiału, e – składnik losowy. po wykonaniu regresji otrzymano wyniki pokazane na rysunku 5. rys. 5. podsumowanie regresji zmiennej zależnej: czas wywoływania fig. 5. summary of regression of dependent variable: development time celem niniejszej pracy było między innymi znalezienie współczynników regresji, które przedstawia kolumna 4 na rysunku 5. pierwszy wiersz to wartość stała b0, a drugi, trzeci i czwarty to współczynniki b1, b2, b3. po podstawieniu współczynników regresji otrzymano równanie: parametr b1 wynosi 69,9876 co oznacza, że jeśli zmieni się materiał ze stali na aluminium, to oczekuje się, że czas wywoływania zwiększy się o około 64 min (proporcja 1:1,92), a przy zmianie ze stali na nikiel o około 168 min (proporcja 1:3,4). natomiast parametr b2 wynosi 14,3306, co oznacza, że jeśli wartość chropowatości powierzchni wzrośnie o jedną jednostkę (w tym przykładzie o 1 ra), to oczekuje się, że czas wywoływania zwiększy się o 14,3306 min. z kolei parametr b3 wynosi 0,1868, co oznacza, że jeśli wartość szerokości nieciągłości wzrośnie o jedną jednostkę (w tej pracy o 1 μm), to oczekuje się, że czas wywoływania zwiększy się o 0,1868 min. w praktyce nie dysponuje się pełną informacją o wszystkich możliwych próbach, dlatego otrzymano funkcję regresji wyliczoną metodą najmniejszych kwadratów w oparciu o dane z 9 prób ujmujących cały zakres wartości zmiennych niezależnych. ta funkcja regresji, zwana empiryczną, jest aproksymacją regresji w wszystkich możliwych przypadkach. związane jest to z problemem oceny rozbieżności między wartościami zmiennej zależnej y, a wartościami wyliczonymi z modelu. różnice, które opisują tą rozbieżność, to tzw. reszty. im reszty są mniejsze, tym bliżej wartości empirycznej y są wartości przewidywane przez model. idealnie byłoby, gdyby reszty były równe zeru, ale w praktyce jest to niemożliwe. zatem potraktowano odchylenie standardowe reszt e jako miarę opisywanej rozbieżności. w statystyce bowiem precyzję estymatora oddaje jego wariancja. w isto cie tak też jest – wielkość ta, zwana błędem standardowym estymacji i oznaczana, jako se, informuje o przeciętnej wiel kości odchyleń empirycznych wartości zmiennej zależnej od wartości wyliczonych z modelu (teoretycznych). dzięki temu parametrowi znana jest miara rozproszenia wyników wokół linii regresji. odchylenie standardowe reszt mówi więc o stopniu „dopasowania” modelu do danych empirycznych. im se mniejsze, tym lepiej dopasowany model. wartość ta została przedstawiona na rysunku 5 i wyniosła 54,54. oznacza to, że przewidywane wartości czasu wywoływania różnią się od wartości empirycznych średnio o około 54,54 min. zatem końcowa postać równania to: szacując współczynnik kierunkowy b1 na poziomie 69,9876, mylono się średnio o 18,39131. z kolei, szacując współczynnik kierunkowy b2 na poziomie 14,3306, mylono się średnio o 4,93850. szacując współczynnik kierunko wy b3 na poziomie 0,1868, mylono się średnio o 0,04686. podobnie, szacując wyraz wolny na poziomie 110,1518, mylono się średnio o 55,78205. dla parametru b1 błąd szacunku stanowi około 26% (18,39131/69,9876=0,26), b2 – około 34% (4,93850/14,3306=0,34), a b3 – około 25% (0,04686/0,1868=0,25). natomiast dla wyrazu wol nego błąd szacunku wynosi najwięcej, bo około 50% (55,78205/110,1518=0,50). jeżeli wartość jest bliska 100% lub większa, precyzja jest bardzo niezadowalająca. wartości ponad 50% powinny już zwrócić uwagę na inne oceny mode lu. zatem jedynie wyraz wolny odbiega od oczekiwanych re zultatów. może to świadczyć o tym, iż jest więcej zmiennych niezależnych, które decydująco wpływają na czas wywoły wania, np. ilość naniesionego wywoływacza. kolejnym wynikiem do interpretacji był współczynnik determinacji. jest to liczba z przedziału <0, 1>. r2 równe 1 oznacza doskonałe dopasowanie, natomiast wartość r2 równa 0 – brak powiązania między zmiennymi. współ czynnik determinacji podaje, jaka część ogólnej zmienności zmiennej zależnej jest wyjaśniona przez regresję liniową. wartość r2 została podana w arkuszu wyników (rys. 4.) – w górnym wierszu. wartość ta wynosiła r2 = 0,8858. zatem równanie regresji wielorakiej wyjaśniało 88,58% zaobserwo wanej zmienności, a nie wyjaśniało 11,42% zmienności. dalszym krokiem otrzymanego modelu była jego wery fikacja. w tym celu stworzono wykresy rozrzutu dla każdej rys. 6. wpływ rodzaju materiału na czas wywoływania w badaniach penetracyjnych. oznaczenia na osi poziomej: 1 – stal, 1,92 – stop aluminium, 3,4 – nikiel fig. 6. impact of the material kind on the development time in pene trant testing. denotations on horizontal axis: 1 – steel; 1,92 – alumi nium alloy; 3,4 – nickel 45przegląd spawalnictwa vol. 88  2/2016 zmiennej niezależnej, a czasem wywoływania (rys. 6÷8). na rysunku 6 widać, iż dla stali czas wywoływania jest najkrótszy, dla aluminium pośredni, a dla niklu najdłuższy. zatem potwierdziły się wcześniejsze badania praktyczne przeprowadzone w niniejszej pracy. na kolejnym wykresie (rys. 7) przedstawiono zależność chropowatości powierzchni szczeliny, w którą wnika penetrant, a czasem wywoływania. można zauważyć, iż wraz ze wzrostem chropowatości, wydłuża się czas wywoływania. spodziewano się, iż czym większa chropowatość powierzchni, penetrant będzie wolniej wydostawał się na powierzchnie, a tym samym wydłuży się czas wywoływania. na rysunku 8 przedstawiono zależność czasu wywoływa nia od szerokości szczeliny. wraz ze wzrostem szerokości szczeliny wydłuża się czas wywoływania. to także był rezul tat, którego się spodziewano, gdyż rosła wówczas objętość penetrantu w szczelinie. wszystkie trzy zmienne niezależne dały pozytywne wyniki. w równaniu regresji wielorakiej miały znak dodatni, co także jest prawidłowe, bo świadczy to o zgodności z zało żeniami teorii. oprócz weryfikacji merytorycznej przeprowa dzono także weryfikację statystyczną. rys. 7. wpływ chropowatości powierzchni na czas wywoływania w badaniach penetracyjnych fig. 7. influence of the surface roughness on the development time in penetrant testing rys. 8. wpływ szerokości nieciągłości na czas wywoływania w ba daniach penetracyjnych fig. 8. influence of the surface roughness on the development time in penetrant testing wnioski na podstawie analizy wyników wykonanych badań sformułowano następujące wnioski: istnieje zależność określająca czas wywoływania, będąca funkcją czynników materiałowych. funkcja ta ma postać: y = 110,1518 + 69,9876 + 14,3306 + 0,1868± 54,54 każdy z badanych czynników istotnie wpływa na czas wywoływania w badaniach penetracyjnych. świadczy o tym korelacja pomiędzy zmiennymi niezależnymi, a zmienną zależną, która wynosi: 0,575008 dla rodzaju materiału (w planie eksperymentu: czynnik związany z rodzajem materiału), 0,438465 dla chropowatości powierzchni oraz 0,6024590 dla szerokości szczeliny. zatem szerokość szczeliny i rodzaj materiału wpływają w największym stopniu na czas wywoływania, a chropowatość powierzchni w mniejszym, ale także bardzo istotnym. wraz ze wzrostem chropowatości powierzchni szczeliny, wydłuża się czas wywoływania, gdyż zmniejsza się zwilżalność i penetrant wolniej przemieszcza się w górę szczeliny. gdy chropowatość wzrośnie o 1 ra, to czas wywoływania wydłuża się średnio o około 14 minut. wraz ze wzrostem szerokości nieciągłości, wydłuża się czas wywoływania. prawdopodobnie wynika to z faktu, iż w większej szczelinie może się zmieścić większa objętość penetrantu. gdy szerokość nieciągłości wzrośnie o 1 μm, to czas wywoływania wydłuży się średnio o około 0,18 minuty. rodzaj materiału (w planie eksperymentu: czynnik związany z rodzajem materiału) wpływa na czas wywoływania, co ujawniło się już na etapie badań praktycznych. różnice w czasach wywoływania uzyskane w planie eksperymentu są zbliżone do wyników badań praktycznych. dla stali czas wywoływania jest najkrótszy, dla aluminium o około 64 minut dłuższy, a dla niklu nawet o 168 minut dłuższy względem stali. wykonując tradycyjne badania (z jednej strony nanoszony penetrant i wywoływacz), czas wywoływania dla stali nie powinien wynosić więcej niż 60 minut. dla aluminium i jego stopów około 200 minut, natomiast dla niklu i jego stopów nawet około 230 minut. czasy wywoływania dla poszczególnych materiałów w badaniach pęknięć modelowych znacząco się wydłużyły względem badań praktycznych. prawdopodobnie jest to spowodowane tym, iż w badaniach praktycznych pęknięcia stanowiły kapilary zamknięte, natomiast w badaniach pęknięć modelowych, przyjętych w planie eksperymentu, szczeliny były kapilarami otwartymi. badania praktyczne wykazały, iż czas penetracji dla aluminium, stali i ich stopów może wynosić zaledwie 10 minut. dłuższe czasy penetracji nie wpłynęły na wyniki. natomiast dla niklu i jego stopów zaleca się, aby czas penetracji wydłużyć nawet do 120 minut, gdyż wpływa to na czas wywoływania, jak i wielkość wskazań. także dla stali austenitycznych zaleca się wydłużenie czasu penetracji w zależności od ilości procentowej niklu w składzie. otrzymane równanie regresji wielorakiej nie wyjaśnia około 11 % zmienności, co może świadczyć o tym, iż jest jeszcze jedna bądź kilka zmiennych niezależnych, które wpływają na czas wywoływania, np. ilość naniesionego wywoływacza, temperatura. literatura [1] czuchryj j., sikora s. podstawy badań penetracyjnych wyrobów prze mysłowych, instytut spawalnictwa, gliwice 2007. [2] ferenc k., ferenc j. konstrukcje spawane: połączenia, wydawnictwa naukowo-techniczne, warszawa 2009. [3] hedegard j., wahlsten j., randelius m., i inn. influence of internal micofissures on fatigue life, weld word, t.53, nr 9/10, 2009. [4] czuchryj j., dębski e. wymagania odbiorowe konstrukcji spawanych na podstawie badań nieniszczących według norm europejskich, biu letyn instytutu spawalnictwa, nr 4, 1999. 201405_pspaw_5584.pdf 32 przegląd spawalnictwa 5/2014 michał scheithauer jakub scheithauer katarzyna scheithauer porównanie metod pomiaru temperatury pirometrem i termometrem stykowym w operacjach spawalniczych comparison of temperature measurements’   methods in welding operations using pyrometer and  contact thermometer mgr inż. michał scheithauer, mgr inż. jakub scheithauer, mgr inż. katarzyna scheithauer – „lms” s.c. t. macioła, k. scheithauer. autor korespondencyjny/corresponding author: streszczenie celem artykułu jest porównanie metod pomiaru temperatury z wykorzystaniem pirometru i termometru stykowego, na podstawie przeprowadzonych badań. próby prowadzone były tak, aby możliwie jak najwierniej odwzorować warunki pomiarów temperatury występujące przy podgrzewaniu do spawania i kontroli temperatury międzyściegowej. ostatecznym celem dokonanej analizy jest wybór metody bardziej niezawodnej i mniej obciążonej błędem wynikającym z nieprawidłowo prowadzonych pomiarów. słowa kluczowe: temperatura, pirometr, termometr stykowy abstract the aim of this article is comparison of temperature measurements’ methods using pyrometer and contact thermometer, basing on researches. tests were executed to map temperature measurements’ conditions during preheating and interpass temperature control as accurate as possible. the final aim of the analysis is choice of more reliable method which is less affected by error resulting from improperly executed measurements. keywords: temperature, pyrom eter, contact thermometer wstęp spawalnictwo, jak wszystkie dziedziny dzisiejszej techniki, wchodzi na coraz wyższy poziom techniczny i technologiczny. równolegle rozwijająca się metalurgia niejako dodatkowo ten rozwój wymusza i przyspiesza. tendencje rozwojowe są nie mniej odczuwalne w poszczególnych gałęziach szeroko pojętego spawalnictwa. takim to sposobem metalurgia, stawiająca nowym rodzajom stali coraz to większe wymagania, popycha spawalnictwo w kierunku opracowania coraz bardziej szczegółowych technologii spajania tych stali. jednym z elementów tak opracowywanych technologii jest rygorystyczne utrzymanie temperatury podgrzania wstępnego i temperatury międzyściegowej. w dalszej konsekwencji taki pęd ku dokładności coraz częściej powoduje eliminowanie z użytku takich sposobów pomiaru temperatury jak termokredki, na rzecz pomiarów z wykorzystaniem zjawiska seebecka (zjawisko termoelektryczne, inaczej termoparowe) lub zjawiska promieniowania elektromagnetycznego (cieplnego). jeżeli celem staje się duża dokładność pomiaru i do jej uzyskania wykorzystywane są coraz bardziej wysublimowane metody, również diametralnie rosną wymagania stawiane osobom obsługującym te urządzenia. w konsekwencji posiadanie odpowiedniej wiedzy i umiejętności przez osoby obsługujące urządzenia pomiarowe staje się koniecznością. niestety na przestrzeni ostatnich lat, wraz z rozwojem nowych metod pomiarowych, nie zadbano o odpowiednie szkolenie personelu stosującego te metody. w przemyśle pokutuje przyzwyczajenie z czasów, kiedy metody pomiaru temperatury były dużo prostsze. tak jak dawniej pomiar przy użyciu termokredki zlecano osobie bez żadnego przeszkolenia w zakresie pomiaru temperatury, 33przegląd spawalnictwa 5/2014 tak w dzisiejszych czasach takiej osobie zleca się pomiar przy użyciu pirometru. konsekwencje takiego postępowania dawniej i dziś są zgoła inne, gdyż pomiar termokredką jest prosty i nie wymaga fachowej wiedzy, natomiast przy użyciu pirometru jest ona niezbędna dla choćby zgrubnego dokonania pomiaru. metodyka pomiarów w celu pokazania rodzajów błędów powstających przy stosowaniu poszczególnych przyrządów pomiarowych zostało stworzone specjalne stanowisko pomiarowe. w jego skład weszła płyta stalowa podzielona na trzy równe pola, różniące się sposobem przygotowania powierzchni. pierwszy obszar był powierzchnią po piaskowaniu, drugi silnie skorodowaną, a trzeci zgrubnie zabieloną przy użyciu szlifierki i tarczy o granulacji „40”. do każdego z pól zgrzany został termoelement rejestrujący rzeczywistą temperaturę na badanej powierzchni (rys. 1). rodzaje powierzchni nie zostały wybrane przypadkowo, ale jako reprezentatywne typów powierzchni stali, które często występują w sąsiedztwie złącza spawanego i może na nich być prowadzony pomiar temperatury. płyta została umieszczona na elemencie grzewczym (macie grzewczej) i była nagrzewana od 50°c do prawie 600°c. w czasie narastania temperatura była stabilizowana co 50°c – utrzymywana na poziomie 50°c, 100°c, 150°c, ..., 600°c dla dorys. 1. stan powierzchni płyty stalowej przed rozpoczęciem pomiarów fig. 1. plate surface before measurements rys. 2. stanowisko pomiarowe, złożone z płyty o trzech różnych powierzchniach, nagrzewającej ją grzałki oraz termoelementów mierzących rzeczywistą temperaturę powierzchni płyty fig. 2. measurement station made by three plates with different state of surface, heater and thermo elements for actual plate surface temperature measurements rys. 4. termometr stykowy. fig. 4. contact thermometer rys. 3. pirometr. fig. 3. pyrometer konania pomiarów. termoelementy podłączone zostały do urządzenia rejestrującego ich temperaturę i sterującego równomiernym nagrzewaniem płyty (rys. 2). równolegle przeprowadzane były pomiary z wykorzystaniem wysokiej jakości pirometru i termometru stykowego (rys. 3 i 4). opisanie istoty prowadzonych pomiarów porównawczych wymagało dokonania kilku założeń. przyjęto, że termoelement („termopara”) zgrzany do powierzchni jest najdokładniejszym przyrządem pomiarowym używanym w praktyce przemysłowej. założenie takie wynika z wieloletniej praktyki pomiarowej, a potwierdza to fakt, że dla użytej w tych badaniach termopary typu k klasy 1 tolerancja wynosi ±1,5°c dla temperatury od -40°c do 375°c i 0,004x[t] od 375°c do 1000°c. zgodnie z tym założeniem pomiary prowadzone przy użyciu termoelementów typu k zgrzanych do powierzchni posłużyły za punkt odniesienia. sposób prowadzenia pomiarów zakładał, że cała powierzchnia płyty stalowej musi osiągnąć stabilną temperaturę na określonym poziomie. stan tego nagrzania i jego równomierność weryfikowana była na podstawie zgrzanych termoelementów, podłączonych do rejestratora cyfrowego. następnie sprawdzana była temperatura powierzchni przy użyciu termometru stykowego w trzech punktach w bezpośrednim sąsiedztwie zgrzanych termoelementów. ostatnim i najbardziej złożonym pomiarem był pomiar przy użyciu pirometru. dla poszczególnych powierzchni ustalana była odpowiednia dla danej temperatury emisyjność, a pomiar ten był prowadzony dwojako – zarówno w sposób bezpośredni, przez dopasowanie emisyjności tak, aby pirometr wskazał tę samą temperaturę, co pomiar z wykorzystaniem termoelementu, jak i w sposób pośredni, czyli przez wykonanie całej serii pomiarów przy różnej emisyjności i z tak pozyskanych danych wyznaczenie emisyjności właściwej. 34 przegląd spawalnictwa 5/2014 przed prezentacją wyników pomiarów celowy jest krótki opis sposobów działania poszczególnych przyrządów pomiarowych. przewód termoelektryczny, potocznie zwany termoparą, działa wykorzystując zjawisko seebecka, czyli pojawienie się napięcia na końcach przewodu metalowego, znajdujących się w różnych temperaturach. ważne w tym zagadnieniu jest to, że dla każdego metalu czy stopu napięcie jest inne, a pomiar z wykorzystaniem termopary, czyli dwóch przewodów z różnych metali, sprowadza się do pomiaru różnicy napięć na ich końcach i odniesieniu tej różnicy do temperatury zgodnie z określoną charakterystyką. użycie termoelementu zgrzanego do powierzchni stali i podłączenie go do dobrej jakości przyrządu pomiarowego, przekształcającego zmierzoną wartość napięcia według określonej charakterystyki na wskazanie temperatury i kompensującego temperaturę tzw. zimnego końca, pozwala na bardzo dokładny pomiar temperatury powierzchni stali. termometr stykowy również wykorzystuje zjawisko seebecka (zjawisko termoparowe), ale z jedną bardzo istotną różnicą – w termometrze stykowym wskazywana temperatura nie jest temperaturą metalu, ale przyłożonej do niego blaszki sondy pomiarowej, czego konsekwencją jest nagrzewanie się jednostronnie przytkniętej do gorącego materiału blaszki, z drugiej zaś strony wychładzanie się jej w zimnym powietrzu. w efekcie pomiar, który wykonujemy termometrem stykowym, jest obarczony dodatkowym błędem, tym większym, im większa jest różnica temperatur między nagrzewanym materiałem a otoczeniem oraz im krótszy jest czas pomiaru. pirometr wykorzystuje zjawisko emitowania promieniowania cieplnego przez każde ciało stałe o temperaturze wyższej od zera bezwzględnego (-273,15°c lub 0 k). intensywność tego promieniowania zależna jest od temperatury badanego obiektu oraz od jego współczynnika emisyjności. zwłaszcza w zakresie niskich temperatur do 500°c niewłaściwe ustawianie emisyjności powoduje, że pirometr pokazuje niewłaściwą temperaturę, a sama emisyjność zależna jest od szeregu czynników – zarówno od materiału badanego ciała, jego struktury, stanu powierzchni, stopnia utlenienia, jak i temperatury. niewłaściwe ustawienie tego parametru może powodować błędy pomiaru w zakresie setek stopni i to nawet dla tego samego rodzaju materiału znajdującego się w jednakowej temperaturze, a różniącego się jedynie stanem powierzchni. pomiary wyniki pomiarów prowadzonych pirometrem dla dwóch wartości temperatury 100°c i 200°c, jako poziomu temperatur często spotykanych przy podgrzewaniu do spawania, zamieszczono na rysunkach 5 i 6. wykresy obrazują, jak na wskazania pirometru wpływała zmiana emisyjności dla różnych typów powierzchni, podgrzanych do jednakowej temperatury. rysunki te pokazują różnicę wartości emisyjności dla poszczególnych rodzajów powierzchni na tej samej równomiernie nagrzanej płytce stalowej. wartości te wyznaczono dla poszczególnych powierzchni przez przeprowadzenie serii pomiarów w sposób bezpośredni i pośredni (tabl. i). rys. 5. zmiany wskazań pirometru dla różnych powierzchni nagrzanych do 100°c, przy zmianie ustawień współczynnika emisyjności. powierzchnia skorodowana – krzywa górna, powierzchnia po piaskowaniu – krzywa środkowa, powierzchnia zabielona – krzywa dolna fig. 5. pyrometer measurements results for various surfaces heated upto 100°c with variable emissivity factor; surface: with corrosion products – upper curve, after sand blasting – middle curve, after hard spotting – lower rys. 6. zmiany wskazań pirometru dla różnych powierzchni nagrzanych do 200°c, przy zmianie ustawień współczynnika emisyjności. powierzchnia skorodowana – krzywa górna, powierzchnia po piaskowaniu – krzywa środkowa, powierzchnia zabielona – krzywa dolna fig. 6. pyrometer measurements results for various surfaces heated upto 200°c with variable emissivity factor; surface: with corrosion products – upper curve, after sand blasting – middle curve, after hard spotting – lower tablica i. wartość współczynników emisyjności dla różnych powierzchni i temperatur badania table i. emissivity factor values for various surfaces state and temperatures of test stan powierzchni i temperatura współczynnik emisyjności wyznaczony wprost współczynnik emisyjności wyznaczony analitycznie po piaskowaniu w 100°c ε = 0,43 ε = 0,45 po piaskowaniu w 200°c ε = 0,43 ε = 0,43 skorodowana w 100°c ε = 0,78 ε = 0,81 skorodowana w 200°c ε = 0,78 ε = 0,74 zabielona w 100°c ε = 0,11 ε = 0,10 zabielona w 200°c ε = 0,11 ε = 0,11 35przegląd spawalnictwa 5/2014 z danych przedstawionych w tablicy i wynika różnica współczynników emisyjności w zależności od stanu powierzchni. co by się stało, gdyby współczynnik emisyjności został prawidłowo ustawiony na jednej z trzech rodzajów powierzchni i użyty na innej? do zobrazowania tej sytuacji niech posłużą dwa wykresy dla płytki nagrzanej do 100°c i 200°c. pomiar przeprowadzono, wyznaczając prawidłową emisyjność dla jednej z powierzchni, a następnie dla takich ustawień badając dwie pozostałe powierzchnie (rys. 7). wykresy na rysunkach 7 i 8 wskazują wielkość błędów przy niewłaściwym ustawieniu emisyjności. reasumując, jeżeli element w całości jest nagrzany do 200°c i emisyjność jest prawidłowo ustawiona dla powierzchni po piaskowaniu (wskazanie z pirometru wynosi 200°c), to mierząc powierzchnię skorodowaną pirometr pokaże 280°c, a zabieloną 80°c. gdy z kolei ustawimy wartość emisyjności dla powierzchni zabielonej, tak aby pirometr wskazywał 200°c, to dla powierzchni po piaskowaniu pokaże 490°c, a skorodowanej 680°c. powyższe wyniki pomiarów dają obraz niedokładności, jakie mogą wyniknąć z nieprawidłowo prowadzonych pomiarów z wykorzystaniem pirometru. ważne jest to, że wszystkie typy badanych powierzchni występują w bezpośrednim sąsiedztwie miejsca spawania i może na nich zostać dokonany pomiar. pamiętać należy również o tym, że nawet osadzenie się dymów spawalniczych na jednolitym materiale zmieni jego współczynnik emisyjności, dlatego niezwykle trudno jest prowadzić pomiary związane z podgrzewaniem wstępnym lub kontrolą temperatury międzyściegowej z wykorzystaniem pirometru. wyniki pomiarów prowadzone z wykorzystaniem termometru stykowego przedstawiono na rysunku 9. tak samo jak dla pirometru, zostały tu wykonane pomiary temperatury płytki stalowej w zakresie temperatury od 50°c do 600°c i porównane z pomiarami prowadzonymi przy użyciu termoelementów zgrzanych do materiału. wyniki pokazały, jak rośnie błąd pomiaru temperatury, mierzonej termometrem stykowym, wraz ze wzrostem różnicy temperatury między płytką stalową a powietrzem. powyższe wyniki potwierdzają to, co zostało powiedziane na wstępie – wraz ze wzrostem różnicy temperatury rośnie błąd pomiaru termometru stykowego. biorąc jednak pod uwagę to, że temperatura otoczenia zmienia się w niewielkim zakresie, wyznaczenie takiej charakterystyki pozwoli na przeprowadzenie dość dokładnych pomiarów z wykorzystaniem termometru stykowego, jeżeli uwzględni się średni błąd w danym zakresie temperatury. przykładowo, mierząc temperaturę podgrzania przy spawaniu na poziomie 200°c, do mierzonej temperatury należy dodać średnio 13°c. jeżeli pozwala na to dany typ termometru, można ustawić tak kompensację temperatury, aby urządzenie automatycznie dodawało 13°c. pozwoli to w sposób prosty używać termometru stykowego jako stosunkowo dokładnego narzędzia pomiarowego. rys. 7. wyniki otrzymane z pomiaru pozostałych dwóch powierzchni po prawidłowym wyznaczeniu emisyjności dla trzeciej w 100°c (gdzie: powierzchnia skorodowana – lewy, powierzchnia po piaskowaniu – środkowy, powierzchnia zabielona – prawy) fig. 7. the results obtained with the other two measurement after proper determination of the surface emissivity for the third at 100°c surface: with corrosion products – left, after sand blasting – middle, after hard spotting – right rys. 8. wyniki otrzymane z pomiaru pozostałych dwóch powierzchni po prawidłowym wyznaczeniu emisyjności dla trzeciej w 200°c (gdzie: powierzchnia skorodowana – lewy, powierzchnia po piaskowaniu – środkowy, powierzchnia zabielona – prawy) fig. 8. the results obtained with the other two measurement after proper determination of the surface emissivity for the third at 200°c surface: with corrosion products – left, after sand blasting – middle, after hard spotting – right rys. 9. błąd pomiarowy, wynikający z użycia termometru stykowego w stosunku do termoelementu zgrzanego do powierzchni płytki fig. 9. the measuring error resulting from the use of the contact thermometer to the thermocouple welded to the surface of the plate 36 przegląd spawalnictwa 5/2014 podsumowanie mimo, iż pirometr może wydawać się przyrządem bardzo wyrafinowanym, fatalnie sprawdza się jako urządzenie do kontroli temperatury w procesach spawalniczych. wyjątkiem jest jego wykorzystanie na liniach do spawania, w procesach powtarzalnych, gdzie stan przygotowania powierzchni i zakres podgrzania są zbliżone. znacznie lepszym przyrządem pomiarowym wydaje się być prostszy i tańszy termometr stykowy, gdyż mając świadomość wzrostu błędu pomiarowego wraz z temperaturą można odpowiednio korygować wskazania przyrządu. poza tym, nawet najprostszy termometr stykowy ma możliwość podłączenia przewodu termoelektrycznego, zgrzanego do mierzonego obiektu, co pozwala na uzyskanie bardzo dokładnych wyników pomiaru lub korekty wskazań innego przyrządu pomiarowego, a co najważniejsze dla jakości prowadzonych pomiarów, wskazania termometru stykowego są niezależne od stanu powierzchni badanego ciała. imię i nazwisko kontakt do osoby zamawiającej: adres nip zamawiam artykuły: nr zeszytu: ..........., rok ............., strony ..................... nr zeszytu: ..........., rok ............., strony ..................... nr zeszytu: ..........., rok ............., strony ..................... cena cena 1 artykułu z numeru archiwalnego w wersji elektronicznej: 21 zł (w tym 5% vat) w celu zamówienia artykułu należy wypełnić formularz zamieszczony obok i przesłać go w formie skanu wraz z potwierdzeniem wpłaty na adres: pspaw@ps.pl wpłaty należy dokonać na rachunek bankowy: bank bph s.a. oddział w warszawie 45 1060 0076 0000 3200 0043 1836 artykuły wysyłane są drogą elektroniczną w ciągu 2 dni od otrzymania zamówienia. redakcja – przegląd spawalnictwa aw simp ul. świętokrzyska 14a, 00-050 warszawa tel.: 22 827 25 42, faks: 22 336 14 79 firma artykuły archiwalne przeglądu spawalnictwa adres e-mail 201112_pspaw.pdf 31przegląd spawalnictwa 12/2011 jacek górka właściwości spoin stali obrabianych termomechanicznie o wysokiej granicy plastyczności properties of thermomechanically treated welds  of high yield point steel  dr inż. jacek górka – politechnika śląska, gliwice streszczenie w artykule przedstawiono właściwości spoin stali obrabianej termomechanicznie s700 mc o grubości 10 mm wykonanych różnymi metodami spawania, przy różnych energiach liniowych. badania metalograficzne, wytrzymałościowe oraz pomiar twardości pozwoliły na ocenę struktury i właściwości spoin oraz określenie wpływu ilości ciepła dostarczonego do obszaru spawania na wytrzymałość na rozciąganie, udarność i twardość spoin. abstract the article presents the properties of thermomechanically treated welds of s700 mc 10 mm thick steel. welds are made with various methods of welding, and with different welding energies. the metallographic study, tensile test results and hardness measurement show the structure and properties of the welds. moreover, it is obtained the effect of heat input to the welding area on the tensile strength, toughness and hardness of welds. wstęp w ostatnich latach obserwuje się wzrost światowego udziału konstrukcji spawanych wykonanych ze stali o podwyższonej i wysokiej granicy plastyczności. wymagania jakościowe stawiane w takich gałęziach przemysłu, jak: stoczniowy, budowy dróg i mostów, hydroenergetyki i energetyki jądrowej, konstrukcji platform wiertniczych, rurociągów oraz maszyn budowlanych sprawiły, że opracowano i wdrożono nowe technologie w dziedzinie metalurgii stali oraz obróbki plastycznej i cieplnej pozwalające na uzyskanie finalnych wyrobów w postaci blach i rur o wysokiej wytrzymałości bez obniżenia ich właściwości plastycznych. opracowanie nowych gatunków stali spawalnych oraz wzrost wymagań stawianych konstrukcjom spawanym zmusza do podjęcia szczegółowych badań nad czynnikami wpływającymi na zachowanie się tych materiałów w czasie spawania i wykonanych z nich konstrukcji podczas eksploatacji. przykładem mogą być spawalne stale walcowane termomechanicznie, zwłaszcza te, które osiągają granicę plastyczności rzędu 700 mpa. wprowadzenie stali obrabianych termomechanicznie o wysokiej granicy plastyczności i stosunkowo niskim równoważniku węgla pozwoli w znacznym stopniu ograniczyć czas wykonywania prac spawalniczych przez obniżenie temperatury podgrzania wstępnego lub nawet całkowitą rezygnację z tego zabiegu, zmniejszenie przekrojów elementów konstrukcyjnych, dzięki czemu konstrukcje spawane o tej samej nośności będą bardziej smukłe i lżejsze. zastosowanie takich stali obniży koszty spawania w wyniku zmniejszenia przekroju spoin, co prowadzi do zmniejszenia zużycia materiałów dodatkowych, skrócenia czasu spawania, mniejszych nakładów na prostowanie konstrukcji i badanie spoin [1, 2]. aspekty techniczne i ekonomiczne wynikające z możliwości wytwarzania wyrobów hutniczych z tych stali w energooszczędnych zintegrowanych liniach produkcyjnych oraz ich przydatność do budowy różnorodnych konstrukcji, w tym także eksploatowanych w ekstremalnie trudnych warunkach klimatycznych, decydują o zainteresowaniu naukowym tą grupą materiałów i doskonaleniu technologii ich wytwarzania i łączenia metodami spawalniczymi (rys. 1). 32 przegląd spawalnictwa 12/2011 przydatność tych materiałów do wytwarzania konstrukcji spawanych bardzo często zależy od czynników, które do tej pory były uwzględniane w niewielkim stopniu przy ocenie ich spawalności. istotnym problemem w tych stalach jest wpływ mikrododatków stopowych (niobu, wanadu) na spawalność i właściwości połączeń spawanych. rola mikrododatków w tych stalach sprowadza się do wytworzenia, w czasie kontrolowanego walcowania, odpowiedniej dyspersji wydzieleń węglików, azotków i węglikoazotków niobu i wanadu podwyższających ich właściwości wytrzymałościowe przez umocnienie wydzieleniowe i ograniczenie wielkości ziarna [5÷7]. rozdrobnienie ziarna sprzyja również zachowaniu dobrych właściwości plastycznych stali. badania spawalności ujawniły, że duże trudności przy spawaniu stali obrabianych termomechanicznie sprawiają właściwości spoin, a w mniejszym stopniu właściwości swc. czynnikiem mogącym mieć wpływ na właściwości spoin stali obrabianych termomechanicznie są niekontrolowane procesy wydzieleniowe faz międzymetalicznych mx (drobnodyspersyjne wydzielenia węglików/węglikoazotków nb (c, n), v (c, n) i innych), które w znacznym stopniu mogą obniżać właściwości plastyczne spoin i odporność na pękanie [5÷7]. wydzielanie się faz mx jest procesem dyfuzyjnym, którego szybkość można określić za pomocą dyfuzji wyrażonej wzorem arrheniusa [8]: d = doexp (-q/rt) (1) gdzie: do – stała, m 2/s, q – energia aktywacji dyfuzji, r – stała gazowa, t – temperatura bezwzględna. warto również zwrócić uwagę na niekorzystny wpływ azotu, który odpowiada za procesy starzenia. sam materiał rodzimy zawiera wystarczającą ilość aktywnego w stosunku do azotu tytanu i aluminium, które tworzą trwałe i mało rozpuszczalne w austenicie wydzielenia tin i aln. w spoinie zawartość tytanu będzie zależała od parametrów spawania i przy zbyt dużej zawartości azotu w stali może być niewystarczająca do ograniczenia procesów starzeniowych, co spowoduje pogorszenie właściwości eksploatacyjnych spoin. badania własne stale konstrukcyjne walcowane termomechanicznie są uznawane za dobrze spawalne ze względu na wysoką czystość metalurgiczną oraz niski równoważnik węgla ce [5, 6]. spotykane w literaturze zalecenia odnośnie spawania stali obrabianych termomechanicznie dotyczą materiału dodatkowego do spawania, ograniczenia wodoru w spoinie dzięki stosowaniu procesów niskowodorowych oraz ograniczenia temperatury podgrzania wstępnego, która powinna być 50÷80°c niższa niż w przypadku stali normalizowanych oraz ulepszanych cieplnie i nie powinna przekraczać 100°c. uzyskanie spoin o właściwościach zbliżonych do właściwości tych stali (rm, kv) wymaga zastosowania spoiw o wyższej niż w materiale rodzimym zawartości składników stopowych, co wiąże się z podwyższeniem równoważnika węgla oraz możliwością pogorszenia spawalności wskutek niekontrolowanych procesów wydzieleniowych w obszarze spoiny. w konsekwencji w przypadku złączy spawanych stali obrabianych termomechanicznie uzyskuje się spoiny niejednorodne pod względem struktury i składu chemicznego (równoważnik węgla). skład chemiczny spoiny i wartość równoważnika węgla jest więc wypadkową stopnia wymieszania materiału spawanego i zastosowanego spoiwa [9]. w pracy poddano badaniom złącza ze stali s700 mc (tabl. i i ii, rys. 2) o grubości 10 mm spawane różnymi metodami w pozycji podolnej (tabl. iii), temperatura podgrzewania osuszającego wynosiła 80°c, temperatura międzywarstwowa 65°c. rys. 1. schemat linii produkcyjnej do wytwarzania stali tmcp [3, 4] fig. 1. scheme of the production line of tmcp steel [3, 4] tablica i. skład chemiczny wg pn en 10149-2 i właściwości mechaniczne stali s700 mc walcowanej termomechanicznie do kształtowania na zimno table i. chemical composition acc. to pn en 10149-2 and mechanical properties of thermomechanical rolled s700 mc steel for cold forming stężenie pierwiastków, % wag. c max. si max. mn max. p max. s max. alcałk min. nb max*. v max. ti max. b max. mo max. ce** max. 0,12 0,60 2,10 0,008 0,015 0,015 0,09 0,20 0,22 0,005 0,50 0,61 właściwości mechaniczne wytrzymałość na rozciąganie rm, mpa granica plastyczności re, mpa wydłużenie a5, % udarność, j/cm 2 (-20°c) 822 768 19 135 * suma zawartości nb, v i ti powinna wynosić max. 0,22%, ** ce – równoważnik węgla liczony wg wzoru % tablica ii. skład chemiczny stali s700 mc table. ii. chemical composition of s700 mc steel stężenie pierwiastków, % wag. c mn si s p al nb ti v n* ce 0,056 1,68 0,16 0,005 0,01 0,027 0,044 0,12 0,006 72 0,33 * n zawartość podana w ppm, azot wyznaczony metodą ekstrakcji wysokotemperaturowej 33przegląd spawalnictwa 12/2011 mag drutem litym z wygrzewaniem mag drutem litym mag drutem proszkowym łuk kryty mma tig badania metalograficzne wykonane złącza spawane poddano badaniom metalograficznym makroskopowym (rys. 3), na mikroskopie stereoskopowym olympus szx9 oraz badaniom mikroskopowym na mikroskopie świetlnym leica mef4a w obszarze spoiny (rys. 4). badania wytrzymałościowe wykonane złącza spawane poddano badaniom wytrzymałości na rozciąganie, próbie zginania od strony lica i od strony grani oraz badaniom udarności w obszarze spoiny w temperaturze – 30ºc. wyniki prób wytrzymałościowych przedstawiono w tablicy iv. rys. 2. bainityczno-ferrytyczna mikrostruktura stali obrabianej termomechanicznie s700mc fig. 2. bainite-ferritic microstructure of thermomechanically treated s700mc steel tablica iii. wykonane złącza próbne do badań table iii. sample joints for testing oznaczenie metoda spawania spoiwo wprowadzona energia liniowa, kj/cm mag + w mag drutem litym z wygrzewaniem po spawaniu g mn4ni1,5crmo 8 po spawaniu podgrzewanie do temperatury 170÷180°c i bardzo wolne studzenie przez zawinięcie w koce izolacyjne mag dl mag drutem litym g mn3ni1crmo 7,5 mag dp mag drutem proszkowym t mn2nimo 6 saw łuk kryty s mn3nimo1 35 mma mma e mn2nicrmo 9 tig tig g mn2nimocr 28 rys. 3. makrostruktura załączy spawanych ze stali s700 mc, trawienie: adler fig. 3. macrostructure of welded joints of s700 mc steel, etching: adler rys. 4. mikrostruktura spoiny złączy spawanych ze stali s700mc, trawienie: nital, pow. 200x fig. 4. microstructure of welded joints of s700mcsteel, etching: nital, magn. 200x mag drutem litym z wygrzewaniem mag drutem litym mag drutem proszkowym łuk kryty mma tig rys. 5. schemat rozmieszczenia punktów pomiaru twardości złącza spawanego ze stali s700 mc fig. 5. hardness measurement points distribution scheme of the s700 mc steel welded joint 34 przegląd spawalnictwa 12/2011 pomiary twardości w celu określenia wpływu procesu spawania na zmianę twardości w obszarze złączy spawanych przeprowadzono pomiar twardości metodą vickersa przy obciążeniu 1 i 30 kg według schematu jak na rysunku 5. wyniki pomiarów twardości przedstawiono w tablicy v. podsumowanie ocenie poddano spoiny stali obrabianej termomechanicznie s700 mc wykonane różnymi metodami spawalniczymi oraz z różną ilością wprowadzonego ciepła do obszaru złącza spawanego. badania metalograficzne makroskopowe nie wykazały występowania żadnych niezgodności spawalniczych. wykazały natomiast, że spoina ma strukturę ferrytyczno-bainityczną. tablica iv. wyniki badań wytrzymałościowych złączy spawanych ze stali s700 mc table iv. results of strength tests of welded joints of s700 mc steel metoda spawania rozciąganie zginanie, kąt gięcia º udarność, -30ºc rm, mpa miejsce zerwania lico grań kv, j/cm 2 przełom mag drutem litym z wygrzewaniem po spawaniu 790 spoina 180 180 25 kruchy/bez wad mag drutem litym 860 mr 180 180 78 mieszany/bez wad mag drutem proszkowym 840 mr 180 180 70 mieszany/bez wad łuk kryty 730 spoina 180 180 75 mieszany/bez wad mma 820 przejście 180 180 88 mieszany/bez wad tig 750 spoina 180 180 30 kruchy/bez wad tablica v. wyniki rozkładu twardości hv30 w obszarach złącza spawanego stali s700 mc table v. results of hv30 hardness distribution in the areas of the welded joint of s700 mc steel linia pomiarowa punkty pomiarowe, wg rys. 5 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 mag drutem litym z wygrzewaniem po spawaniu a 278 282 286 240 242 232 272 283 295 258 247 246 289 288 279 b 280 285 284 249 235 246 280 272 278 247 234 244 285 280 284 c* 278 275 282 269 272 268 265 mag drutem litym a 282 279 282 271 262 273 294 299 280 257 274 265 285 282 278 b 279 284 282 263 278 269 283 287 279 263 259 270 279 283 280 c* 284 286 284 270 268 269 258 mag drutem proszkowym osłonowym a 283 279 280 260 251 259 298 286 285 263 259 268 280 279 282 b 280 281 284 259 263 265 288 284 292 265 259 262 281 278 280 c* 290 287 279 281 277 279 265 łukiem krytym a 285 279 281 246 251 243 226 236 238 245 241 251 279 280 282 b 280 280 279 239 245 248 236 228 231 240 248 250 282 281 281 c* 232 228 236 231 229 225 230 mma a 280 282 280 262 376 354 308 279 285 365 370 269 280 282 281 b 280 281 282 242 241 234 254 262 259 231 234 250 282 281 281 c* 277 264 293 269 291 258 257 tig a 281 281 280 204 279 229 246 246 238 239 269 216 280 282 280 b 282 281 280 220 217 198 239 254 245 198 223 220 281 281 282 c* 246 245 257 280 273 262 266 * twardość hv1 przeprowadzona we wcześniejszych pracach rentgenowska analiza fazowa w obszarze spoiny oprócz faz feα wykazała dodatkowo istnienie faz feγ, prawdopodobnie austenitu szczątkowego, który niekorzystnie wpływa na właściwości eksploatacyjne konstrukcji spawanych pracujących w warunkach obciążeń wytrzymałościowych i cieplnych [9]. badania wytrzymałości na rozciąganie złączy spawanych wykazały, że przy zachowaniu energii liniowej spawania poniżej 10 kj/cm wytrzymałość złączy spawanych przewyższa wytrzymałość na rozciąganie materiału rodzimego. zastosowanie wysokich energii liniowych spawania (powyżej 25 kj/cm) prowadzi do wyraźnego obniżenia wytrzymałości na rozciąganie (rys. 6). spowodowane jest to prawdopodobnie procesami częściowej rekrystalizacji i rozrostem ziarna w obszarach złącza spawanego. próba zginania wykazała, że złącza spawane charakteryzują się dobrymi właściwościami plastycznymi. w każdym przypadku osiągnięto kąt gięcia 180º (tabl. iv), na powierzchni nie zaobserwowano żadnych 35przegląd spawalnictwa 12/2011 rys. 6. wytrzymałość na rozciąganie złączy spawanych ze stali s700 mc fig. 6. tensile strength of the welded joints of s700 mc rys. 7. udarność spoin złączy spawanych ze stali s700 mc fig. 7. impact strength of the welded joints of s700 mc rys. 8. rozkład twardości w obszarze spoiny złączy spawanych ze stali s700 mc fig. 8. hardness distribution in the welded joints of s700 mc naderwań i rys. badania udarności wykazały, że ilość ciepła wprowadzona do obszaru złącza silnie wpływa na właściwości spoiny. przy niskich energiach liniowych spawania spoiny osiągają wysoką udarność rzędu 80 kj/cm2. przy spawaniu metodą tig energią liniową 28 kj/cm dochodzi do obniżenia udarności do poziomu dopuszczalnego 27 j/cm2. również przy spawaniu niską energią liniową metodą mag z zastosowaniem wygrzewania po spawaniu dochodzi do gwałtownego obniżenia udarności poniżej 27 j/cm2 (rys. 7). utrata udarności spoin może być spowodowana drobnodyspersyjnymi wydzieleniami faz mx w ziarnach ferrytu i bainitu [10], ale wymaga to potwierdzenia dalszymi badaniami naukowymi. pomiary twardości w obszarze spoiny wykazały, że twardość nie przekracza 300 hv1 (rys. 8). w przypadku złączy wykonanych łukiem krytym twardość jest wyraźnie niższa, ale związane jest to z właściwościami materiału spoiwa. literatura [1] tasak e.: metalurgia spawania, patria kraków 2008. [2] brózda j.: nowoczesne stale konstrukcyjne i ich spawalność, wydawnictwo instytutu spawalnictwa, gliwice 2009. [3] sueyoshi t., ishikawa n., iwase a.: the role of niobium in the retardation of the early stage of austenite recovery in hot-deformed steels. materials science and engineering, vol. 250 (1998), no. 1, pp. 2-7. [4] ruukki, materiały informacyjne firmy ruukki. [5] yurioka n.: tmpc steels and their welding. welding in the world. vol. 35, 6/1995. [6] tasak e.: spawalność stali, fotobit, kraków 2002. [7] zając z., langeborg r., siwecki t.: the role of nitrogen in microalloyed steels. microalloying’ 95. pitsburg 1995. [8] gladman t.: the physical metallurgy of mikroalloyed steels, the institute of materials, cambridge university press, cambridge 1997. [9] górka j.: spawalność stali obrabianej termomechanicznie o wysokiej granicy plastyczności, biuletyn instytutu spawalnictwa, nr 5/2010, s. 165-169. [10] gruszczyk a., griner s.: struktura i właściwości połączeń spawanych i zgrzewanych stali obrobionych termomechanicznie. przegląd spawalnictwa nr 5-6/2006. wnioski należy stwierdzić, że w przypadku spawania stali obrabianych termomechanicznie o wysokiej granicy plastyczności bardzo ważna jest ilość ciepła wprowadzona do obszaru złącza spawanego. energia liniowa spawania powinna być ograniczona do 10 kj/cm. również dodatkowe ciepło dostarczone do złącza po spawaniu może spowodować gwałtowne obniżenie właściwości złączy, zwłaszcza udarności materiału spoiny. zbyt duża ilość ciepła dostarczona do obszaru złącza spawanego powoduje rekrystalizację oraz rozrost ziarna w obszarze swc, co skutkuje utratą właściwości nabytych w wyniku obróbki termomechanicznej, a w spoinie może dochodzić do niekontrolowanych procesów wydzieleniowych pogarszających właściwości złączy spawanych. w yt rz ym ał oś ć na r oz ci ąg an ie , m p a u da rn oś ć k v, j /c m 3 tw ar do ść ps 6 2016 www.pdf 15przegląd  spawalnictwa       vol. 88 6/2016 kształtowanie właściwości warstw wierzchnich   kompozytowych tmmc w procesie   azotowania laserowego gazowego stopu tytanu ti6al4v shaping the properties of the composite surface layers tmmc during the process of laser gas nitriding of titanium alloy ti6al4v dr inż. aleksander lisiecki – politechnika śląska, katedra spawalnictwa; dr inż. agnieszka kurc-lisiecka – wyższa szkoła biznesu w dąbrowie górniczej, katedra transportu szynowego. autor korespondencyjny/corresponding author: alisiecka@wsb.edu.pl streszczenie w artykule opisano wyniki badań procesu azotowania laserowego gazowego warstw wierzchnich stopu tytanu ti6al4v za pomocą lasera diodowego dużej mocy o emisji bezpośredniej (hpddl), emitującego promieniowanie w zakresie bliskiej podczerwieni o długości fali 808 nm, prostokątnym kształcie ogniska wiązki laserowej i równomiernym, wielomodowym rozkładzie energii tem na przekroju ogniska. dodatkowo wykonano próby azotowania z zastosowaniem lasera dyskowego o innej charakterystyce wiązki laserowej. wyniki badań wykazały, iż możliwe jest wytworzenie za pomocą lasera hpddl warstw wierzchnich kompozytowych ti/tinx o wysokiej twardości i bez pęknięć oraz kształtowanie właściwości i topografii powierzchni warstw wierzchnich w szerokim zakresie. w zależności od parametrów procesu i warunków technologicznych możliwe jest wytworzenie warstw wierzchnich o grubości od ok. 0,15 mm do ponad 1,6 mm, z wydzieleniami azotków tytanu δ-tin oraz ε-ti2n rozmieszczonymi w osnowie metalicznej stopu tytanu tiα. z kolei proces azotowania z zastosowaniem wiązki lasera dyskowego przebiega w sposób odmienny, a efekt azotowania warstw wierzchnich jest nieporównywalny do wyników uzyskanych przy zastosowaniu lasera hpddl. słowa kluczowe: warstwy wierzchnie; warstwy kompozytowe; azotowanie laserowe; stop tytanu; ti6al4v abstract the article describes the results of studies on the process of laser gas nitriding of surface layers on the titanium alloy ti6al4v conducted by means of continuous wave high power direct diode laser (hpddl), which emits in the near infrared band at the wave length of 808 nm, with a rectangular shape of the laser beam, and uniform, multimode tem energy distribution across the laser beam. additionally the trials of nitriding by the disk laser with different characteristic of the laser beam were conducted. the results showed that it is possible to produce the composite surface layers ti/tinx by means of the hpddl laser, characterized by high hardness and without cracks, and also it is possible to shape the properties and surface topography of the surface layers in a wide range. depending on the process parameters and technological conditions it is possible to produce the surface layers having thickness from 0,15 mm up to or even over 1,6 mm with precipitations of titanium nitrides such as δ-tin and also ε-ti2n evenly distributed in the metallic matrix of titanium alloy tiα. in turn, the process of surface layers nitriding by the disk laser is different and the results are not comparable to those obtained by application of the hpddl laser. keywords: surface layers; composite layers; laser nitriding; titanium alloy; ti6al4v wstęp stopy tytanu pomimo, że posiadają wysokie właściwości mechaniczne w porównaniu z typowymi materiałami inżynierskimi, a szczególnie bardzo wysoki stosunek wytrzymałości do masy właściwej oraz doskonałą odporność korozyjną, cechują się niskimi właściwościami tribologicznymi, niską odpornością na zużycie w wyniku erozji oraz kawitacji [1÷3]. ponadto posiadają wysoki współczynnik tarcia i cechują się skłonnością do tworzenia zadziorów, co znacznie ogranicza możliwość wykorzystania tytanu i jego stopów do produkcji części maszyn narażonych na zużycie w wyniku tarcia [2,3]. z tego względu często konieczne jest zastosowanie dodatkowej obróbki warstw wierzchnich części wytwarzanych ze stopów tytanu tak, aby podwyższyć właściwości użytkowe powierzchni roboczych. jedną z najbardziej oryginalnych i obiecujących metod modyfikacji właściwości warstw wierzchnich stopów tytanu jest azotowanie laserowe gazowe (ang. laser gas nitriding lgn). dzięki dużej skłonności tytanu do absorpcji azotu w temp. powyżej 600 °c oraz wydzielania azotków w temp. powyżej 850 °c warstwa wierzchnia ulega silnemu naazotowaniu w wyniku nagrzewania i/lub przetapiania powierzchni tytanu oraz jego stopów wiązką laserową w atmosferze czystego azotu lub też mieszaniny azotu z gazem obojętnym, np. argonem. pierwsze próby azotowania laserowego gazowego tytanu wykonał katayama [1] już w latach osiemdziesiątych minionego wieku, przy zastosowaniu dostępnego wówczas lasera gazowego co2 o emisji ciągłej (ang. continuous wave cw). z uwagi na ogromny potencjał tej technologii, jak również ciągły i dynamiczny rozwój urządzeń laserowych badania w zakresie aleksander lisiecki, agnieszka kurc-lisiecka przeglad welding technology review 16 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 6/2016 azotowania laserowego gazowego stopów tytanu prowadzane są nieustannie [2÷4]. wyniki badań prezentowane w literaturze światowej wskazują jednoznacznie, że zarówno typ lasera oraz parametry jego pracy mają ogromny wpływ na przebieg procesu azotowania gazowego tytanu i stopów tytanu oraz na właściwości użytkowe warstw wierzchnich [4÷6]. stąd też podjęto szczegółowe badania o szerokim zakresie dotyczące zastosowania lasera diodowego o emisji bezpośredniej i unikatowych właściwościach promieniowania oraz prostokątnej wiązki laserowej w procesie azotowania powszechnie stosowanego stopu tytanu ti6al4v. przebieg i wyniki badań celem badań była analiza możliwości kształtowania właściwości i topografii powierzchni warstw wierzchnich na podłożu stopu tytanu ti6al4v za pomocą lasera diodowego hpddl (high power direct diode laser) rofin dl 020 o prostokątnym ognisku wiązki laserowej, równomiernym rozkładzie modowym energii na przekroju poprzecznym ogniska tem oraz długości fali 808 nm, w porównaniu do wiązki lasera dyskowego o kołowym przekroju wiązki laserowej i długości fali 1030 nm oraz rozkładzie modowym zbliżonym do rozkładu gaussowskiego tem00. wiązkę lasera diodowego hpddl o wymiarach ogniska 6,8x1,8 mm ogniskowano na górnej powierzchni płytek i przemieszczano ruchem prostoliniowym o zadanej prędkości w taki sposób, że dłuższy bok ogniska wiązki laserowej był ustawiony poprzecznie do kierunku przesuwu. w efekcie możliwe było utworzenie pojedynczego ściegu o szerokości ok. 6,0 do 6,5 mm. z kolei w przypadku lasera dyskowego o średnicy ogniska 200 μm wiązkę rozogniskowano zwiększając odległość głowicy od płytki tak, aby średnica wiązki laserowej na górnej powierzchni płytki była równa 6,8 mm, a szerokość obszaru nagrzewanego wiązką lasera dyskowego był taki sam, jak w przypadku lasera diodowego hpddl. badania azotowania laserowego wykonano na płytkach ze stopu tytanu o wymiarach 70x40 mm i grubości 3,0 mm. płytki umieszczano w komorze, do której doprowadzano azot o wysokiej czystości (99,999%) pod ciśnieniem nieznacznie wyższym od ciśnienia atmosferycznego tak, aby zapewnić swobodny przepływ azotu przez zawory spustowe w tylnej ścianie komory na poziomie ok. 5,0 l/min (rys. 1). wiązkę lasera hpddl doprowadzano do powierzchni nagrzewanej płytki poprzez szczelną pokrywę ze szkła akrylowego (pmma, potocznie pleksi), które jest prawie zupełnie przeźroczyste dla promieniowania lasera diodowego. z kolei w przypadku lasera dyskowego transmisja wiązki laserowej o mocy powyżej 1,8 kw przez pokrywę nie była możliwa z powodu intensywnego nagrzewania i w konsekwencji uszkodzenia pokrywy, zarówno ze szkła akrylowego, jak również ze szkła kwarcowego. z tego powodu konieczne było wykonanie specjalnej śluzy gazowej w pokrywie komory, przez którą wiązka lasera dyskowego doprowadzana była do wnętrza i do powierzchni płytki (rys. 1d). w celu usunięcia powietrza z wnętrza komory przepływ azotu włączano z wyprzedzeniem co najmniej 3 minut przed rozpoczęciem procesu azotowania, tj. włączenia wiązki laserowej i nagrzewania płytki. powierzchnie płytek czyszczono mechanicznie oraz odtłuszczano za pomocą acetonu. w pierwszym etapie badań wykonano próby azotowania płytek ze stopu tytanu za pomocą lasera diodowego hpddl. warstwy wierzchnie wykonywano pojedynczymi ściegami prostymi w szerokim zakresie parametrów, a następnie dla wybranych parametrów procesu azotowania wykonano warstwy wierzchnie wielościegowe z zakładką ok. 20÷25%. w kolejnym etapie badań podjęto próby azotowania warstw wierzchnich za pomocą lasera dyskowego w taki sposób, aby szerokość pojedynczego ściegu prostego była taka, jak w przypadku lasera diodowego hpddl. analiza wyników badań próby azotowania laserowego gazowego (ang. laser gas nitriding lgn) płytek ze stopu tytanu ti6al4v o grubości 3,0 mm za pomocą lasera diodowego o emisji bezpośredniej hpddl i prostokątnym przekroju ogniska wiązki laserowej o wymiarach 6,8x1,8 mm w atmosferze gazowej czystego azotu prowadzą do wytworzenia warstwy wierzchniej o połysku metalicznym, złotej barwie i regularnej topografii powierzchni (rys. 1,3). w przypadku zogniskowania prostokątnej wiązki lasera hpddl na górnej powierzchni płytki, ustawionej poprzecznie (dłuższym bokiem o szerokości 6,8 mm) do kierunku przesuwu (skanowania) i nada) b) c) d) rys.  1.  widok stanowiska badawczego do azotowania laserowego gazowego z laserem diodowym hpddl (a) i dyskowym trudisk (b) oraz widok procesu azotowania płytki ze stopu tytanu laserem hpddl w komorze wypełnionej azotem (c) i śluzy gazowej do transmisji wiązki lasera dyskowego fig. 1. a view of the experimental stand for laser gas nitriding by the diode laser hpddl (a) and the disk laser trudisk (b) and also a view of the nitriding process of the titanium alloy plate conducted by the hpddl laser in the chamber fulfilled with nitrogen (c) and the gas sluice for transmission of the disk laser beam rys. 2. widok szklanej pokrywy komory uszkodzonej w wyniku działania wiązki lasera dyskowego fig. 2. a view of the glass cover of a chamber damaged by the interaction of the disk laser rys. 3. widok warstw wierzchnich wielościegowych wytworzonych za pomocą lasera diodowego hpddl (parametry azotowanie od lewej p20, p12, p16) fig. 3. a view of multi-bead surface layers produced by means of diode laser hpddl (parameters of nitriding from left p20, p12, p16) 17przegląd  spawalnictwa       vol. 88 6/2016 rys. 4. widok warstw wierzchnich jednościegowych wytworzonych za pomocą lasera dyskowego trudisk (prędkość skanowania 400 mm/min, moc wiązki laserowej od lewej 1,8 kw, 2,0 kw) fig. 4. a view of the single-bead surface layers produced by means of disk laser trudisk (scanning speed 400 mm/min, laser power from left 1,8 kw, 2,0 kw) nr ściegu prędkość skanowania  [mm/min] moc wiązki laserowej  [w] energia liniowa   [j/mm] gęstość mocy   wiązki lasera   [w/cm2] grubość warstwy  azotowanej laserem  hpdl   [mm]hpddl* trudisk* p1 200 500 150 4•103 1,37•103 0,04 p2 600 1800 180 1,5•104 4,96•103 1,08 p3 400 1200 180 0,98•104 3,3•103 0,98 p4 200 600 180 0,49•104 1,6•103 0,90 p5 200 700 210 0,57•104 1,93•103 1,08 p6 1000 2000 120 1,6•104 5,5•103 0,26 p7 900 1800 120 1,5•104 4,95•103 0,24 p8 600 1200 120 0,98•104 3,3•103 0,28 p9 300 600 120 0,49•104 1,6•103 0,05 p10 800 2000 150 1,6•104 5,5•103 0,79 p11 600 1500 150 1,2•104 4,13•103 0,67 p12 1000 1500 90 1,2•104 4,13•103 0,14 p13 800 1200 90 0,98•104 3,3•103 0,17 p14 600 900 90 0,74•104 2,48•103 0,13 p15 400 600 90 0,49•104 1,6•103 0,02 p16 400 1800 270 1,5•104 4,95•103 1,74 p17 200 900 270 0,74•104 2,48•103 0,67 p18 2000 2000 60 1,6•104 5,5•103 0,19 p19 1800 1800 60 1,5•104 4,95•103 0,09 p20 1500 1500 60 1,2•104 4,13•103 0,14 uwagi: * gęstość mocy wyznaczona dla pola przekroju a wiązki laserowej na górnej powierzchni nagrzewanej płytki ( a=0,122 cm2 w przypadku wiązki prostokątnej lasera hpdl o szerokości 6,8 mm oraz a=0,363 cm2 w przypadku wiązki kołowej lasera trudisk o średnicy 6,8 mm na powierzchni płytki) tablica i. parametry procesu azotowania laserowego gazowego płytek ze stopu tytanu ti6al4v za pomocą lasera hpddl oraz dyskowego trudisk table i. the process parameters of laser gas nitriding of titanium alloy ti6al4v plates by means of hpddl laser and disk laser trudisk a) b) c) rys. 5. widok warstw wierzchnich wielościegowych wytworzonych za pomocą lasera diodowego hpddl (parametry azotowanie od lewej p20, p12, p16) fig. 5. a view of multi-bead surface layers produced by means of diode laser hpddl (parameters of nitriding from left p20, p12, p16) 18 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 6/2016 a) b) c) rys. 6. widok warstw wierzchnich wielościegowych wytworzonych za pomocą lasera diodowego hpddl (parametry azotowanie od lewej p20, p12, p16) fig. 6. a view of multi-bead surface layers produced by means of diode laser hpddl (parameters of nitriding from left p20, p12, p16) rys. 7. rozkład mikrotwardości na przekroju poprzecznym warstw wierzchnich azotowanych laserem hpddl (tabl. i) fig. 7. microhardness distribution across the surface layers nitrided by the hpddl laser (table i) a) b) rys. 8. porównanie kształtu wiązki laserowej na górnej powierzchni nagrzewanej płytki ze stopu tytanu oraz rozkładu energii (tem) na przekroju poprzecznym wiązki lasera hpddl (a) oraz dyskowego trudisk td (b) fig. 8. the comparison of the laser beam shape on the top surface of the heated titanium alloy plate and transverse electromagnetic mode (tem) across the laser beam of hpddl (a) and the disk laser trudisk td (b) i precyzyjne sterowanie topografią powierzchni warstw wierzchnich. dotychczasowe badania procesu azotowania gazowego wiązką lasera hpddl opisane w pozycji literaturowej [4] wykazały, że energia liniowa nie jest parametrem wystarczającym do precyzyjnego sterowania i prognozowania właściwościami oraz topografią warstw wierzchnich na podłożu stopu tytanu. w tym przypadku znacznie wyższą zgodność i zbieżność wyników zapewnia odniesienie do gęstości mocy wiązki laserowej na górnej powierzchni nagrzewanej płytki oraz czasu oddziaływania wiązki laserowej na tej powierzchni (proporcjonalnie do prędkości skanowania). w przypadku względnie dużych prędkości skanowania powierzchni płytki ze stopu tytanu ti6al4v wiązką lasera hpddl na poziomie 1500 mm/min i przy mocy 1500 w, płytka ulega równomiernemu nadtopieniu na całej szerokości ściegi, a topografia powierzchni warstwy wierzchniej jest regularna o wysokościach nierówności do 200 µm długości (rys. 5a). z kolei przy niższych prędkościach skanowania ok. 1000 mm/min powierzchnia warstwy wierzchniej staje się nieregularna i występują na niej powtarzające się cyklicznie o całkowitej wysokości nierówności rzędu 650 µm (rys. 5b). dalsze zmniejszenie prędkości skanowania wiązką lasera hpddl do 400 mm/min powoduje kolejną zmianę topografii powierzchni. powierzchnia warstwy wierzchniej azotowanej w takich warunkach staje się płaska i równa, a maksymalna wysokość nierówności nie przekracza 150 µm (rys. 5c). w wyniku obserwacji i badań wizualnych nie stwierdzono pęknięć na powierzchniach wszystkich próbnych warstw wierzchnich wykonanych pojedynczymi ścigami prostymi (rys. 5). próby wytwarzania warstw wierzchnich ściegami prostymi zakosowymi z zakładką ok. 15÷0% wykazały, że możliwe jest również wytworzenie warstw wielościegowych oraz precyzyjne sterowanie topografią tych warstw (rys. 3). podobnie jak w przypadku pojedynczych ściegów prostych w przypadku warstw wielościegowych nie stwierdzono pęknięć powierzchniowych. badania metalograficzne ściegów prostych wytworzonych za pomocą wiązki lasera hpddl nie ujawniły pęknięć na przekroju poprzecznym (rys. 3). warstwy wierzchnie posiadają strukturę kompozytową z wydzieleniami dendrytycznych azotków tytanu osadzonych w osnowie metalicznej (ang. titanium metal matrix composite tmmc) o morfologii i głębokości warstwy przypowierzchniowej bogatej w wydzielenia azotków tytanu zależnej od parametrów procesu azotowania (rys. 6). z kolei mikrotwardość na przekroju poprzecznym warstw wierzchnich azotowanych sięga prawie 2400 hv0,2 w przypadku warstwy wykonanej przy prędkości skanowania 400 mm/min i mocy 1800 w (najwyższej energii liniowej 270 j/mm), której głębokość jest równa 1,6÷1,7 mm (rys. 7). rozkład oraz wartości maksymalne mikrotwardości zależne są od głębokości i morfologii warstw azotowanych (rys. 7). tapiania powierzchni płytki szerokość pojedynczego ściegu mieści się w zakresie 5,8 do 6,0 mm, w zależności od parametrów przetapiania (tabl. i, rys. 3). zmiana parametrów procesu azotowania z zastosowaniem wiązki lasera hpddl, głównie mocy wiązki laserowej i prędkości skanowania, umożliwia zmianę 19przegląd  spawalnictwa       vol. 88 6/2016 wyniki pomiarów wskazują też, że mikrotwardość na przekroju poprzecznym badanych warstw wierzchnich osiąga najwyższą wartość bezpośrednio pod górną powierzchnią (lica), a następnie stopniowo obniża się do wartości mikrotwardości materiału podłoża, tj. ok. 360 hv0,2. zjawisko to związane jest z rozmieszczeniem azotków i ich udziałem względem osnowy metalicznej (rys. 6). w strefie przypowierzchniowej udział azotków tytanu względem osnowy jest najwyższy, dlatego też mikrotwardość osiąga w tej strefie najwyższą wartość. z kolei wraz ze wzrostem głębokości maleje udział azotków o wysokiej twardości w stosunku do osnowy o znacznie niższej twardości (rys. 6). próby azotowania z zastosowaniem lasera dyskowego trudisk, o zupełnie innej charakterystyce i przekroju kołowym wiązki laserowej, prowadzono tak, aby odwzorować warunki wytwarzania warstwy p16 przy mocy 1,8 kw i prędkości skanowania 400 mm/min (tabl. i). wiązkę lasera dyskowego rozogniskowano w taki sposób, aby jej średnica na górnej powierzchni płytki ze stopu tytanu była równa szerokości wiązki lasera hpddl, tj. 6,8 mm (tabl. i, rys. 8). wstępne próby azotowania płytek umieszczonych w komorze zamkniętej szczelnie przeźroczystą pokrywą ze szkła akrylowego pmma wykazały, że przy mocy wiązki lasera dyskowego 1,8 kw pokrywa ulega silnemu nagrzaniu i nadtopieniu w miejscu transmisji wiązki laserowej o długości fali 1030 nm, czyli zaledwie o ok. 220 nm dłuższej niż lasera hpddl (dominująca długość fali 808 nm). próby z pokrywą ze szkła kwarcowego dały podobny efekt, czyli doprowadziły do nagrzania i pęknięcia pokrywy szklanej (rys. 2). powodem tego zjawiska jest wyraźnie niższy stopień przeźroczystości (transmisji) szkła akrylowego pmma oraz szkła kwarcowego w przypadku promieniowania laserowego o długości 1030 nm, co prowadzi do częściowej absorpcji promieniowania przez pokrywę i w jej nagrzewanie. przy wysokich mocach wiązki laserowej, ok. 1,8 kw intensywność nagrzewania wzrasta i prowadzi do uszkodzenia pokrywy. w związku z tym dalsze próby kontynuowano transmitując wiązkę za pomocą specjalnie wykonanej śluzy gazowej, przez którą wypływał swobodnie azot doprowadzony do komory pod ciśnieniem nieznacznie wyższym od ciśnienia atmosferycznego (rys. 1d). warstwa wierzchnia wytworzona w ten sposób za pomocą wiązki lasera dyskowego posiada wyraźnie odmienną topografię powierzchni, w porównaniu do warstw wytworzonych laserem hpddl (rys. 3 do 5). dodatkowo szerokość ściegu nie jest jednakowa na jego długości, a topografia powierzchni jest nieregularna o znacznych wysokościach nierówności (rys. 4). zwiększenie mocy wiązki lasera dyskowego do 2,0 kw (czyli maksymalnej mocy, przy której prowadzono próby za pomocą lasera hpddl) nie spowodowało wyraźnego wpływu na kształt ściegu i topografię powierzchni warstwy wierzchniej (rys. 4). tak więc efekty wykonanych prób azotowania laserowego płytek ze stopu tytanu ti6al4v za pomocą wiązki lasera dyskowego trudisk o przekroju kołowym i wiązki lasera diodowego hpddl o przekroju prostokątnym nie są porównywalne. w badanym zakresie mocy wiązki laserowej do 2,0 kw oraz energii liniowej procesu azotowania do 270 j/mm zastosowanie kołowej wiązki lasera dyskowego o średnicy 6,8 mm nie pozwala na wytworzenie warstw wierzchnich o szerokości pojedynczego ściegu ok. 6,0 mm o gładkiej i regularnej powierzchni, jak w przypadku prostokątnej wiązki lasera hpddl. powodem tego zjawiska są odmienne warunki nagrzewania i nadtapiania płytki za pomocą obydwu wiązek laserowych. w przypadku wiązki lasera dyskowego o kołowym przekroju oraz rozkładzie energii na przekroju poprzecznym wiązki tem zbliżonym do gaussowskiego nagrzewanie powierzchni na drodze przesuwu wiązki jest nierównomierne. ponadto czas oddziaływania wiązki (promieniowania laserowego) na przekroju poprzecznym ściegu jest różny. najdłuższy czas oddziaływania promieniowania laserowego występuje w osi przesuwu wiązki, a w punktach skrajnych zewnętrznych ściegu czas oddziaływania wiązki jest bliski 0 (rys. 8). dodatkowo współczynnik absorpcji promieniowania laserowego o długości fali jest nieco niższy w porównaniu do lasera diodowego, co powoduje, że sprawność przekazywania energii cieplnej i nagrzewania płytki jest niższa. jednak najistotniejsza różnica w oddziaływaniu promieniowania obydwu laserów wynika z pola przekroju poprzecznego wiązki odpowiednio o szerokości i średnicy 6,8 mm. pole przekroju kołowej wiązki lasera dyskowego trudisk jest prawie trzykrotnie większe (0,363 cm2) przy średnicy 6,8 mm w porównaniu do prostokątnego przekroju (0,122 cm2) wiązki lasera diodowego o szerokości 6,8 mm i długości 1,8 mm (rys. 8). ponieważ gęstość mocy wiązki laserowej jest wprost proporcjonalna do jej pola przekroju poprzecznego, to oznacza, że gęstość mocy wiązki lasera dyskowego o średnicy 6,8 mm na powierzchni płytki jest trzykrotnie niższa (4,95•103) niż wiązki lasera diodowego (1,5•104) o szerokości 6,8 mm (rys. 8, tabl. i). w dotychczasowych badaniach i wcześniejszych publikacjach wykazano, że to nie energia liniowa, a właśnie gęstość mocy wiązki laserowej oraz jej czas oddziaływania na powierzchnię wywiera istotny wpływ na mechanizm nagrzewania, nadtapiania, a w związku z tym właściwości warstw wierzchnich azotowanych [4÷6]. podsumowanie badania procesu azotowania laserowego gazowego lgn płytek ze stopu tytanu ti6al4v wykazały, że zastosowanie wiązki lasera diodowego hpddl, emitującego promieniowanie o długości fali 808 nm, o prostokątnym kształcie ogniska wiązki laserowej i równomiernym, wielomodowym rozkładzie energii tem na przekroju ogniska, umożliwia wytworzenie warstw wierzchnich kompozytowych o wysokiej twardości i bez pęknięć oraz pozwala na kształtowanie właściwości i topografii powierzchni warstw wierzchnich w szerokim zakresie. z kolei efekty prób azotowania warstw wierzchnich z zastosowaniem wiązki lasera dyskowego trudisk są odmienne i nie porównywalne z wynikami badań w przypadku zastosowania wiązką lasera diodowego. wynika to z różnej charakterystyki promieniowania obydwu laserów, różnego kształtu wiązki laserowej i różnego rozkładu energii na przekroju poprzecznym wiązki tem, co z kolei skutkuje różnym sposobem i intensywnością nagrzewania oraz nadtapiania powierzchni. literatura [1] s. katayama et al.: surface hardening of titanium by laser nitriding, in laser processing of materials, icaleo’83, conf. proc., los angles, usa, pp. 127-134, 1983. [2] r. filip: laser nitriding of the surface layer of ti6al4v titanium alloy, arch. mater. sci. eng. 30, 2008. [3] r. filip, j. sieniawski: mikrostruktura i właściwości użytkowe warstwy wierzchniej stopu tytanu ti-6al-4v kształtowanej metodą stopowania laserowego, inżynieria materiałowa nr 3, 2006. [4] a. lisiecki: titanium matrix composite ti/tin produced by diode laser gas nitriding, metals 5(1), pp. 54-69, 2015, doi:10.3390/met5010054. [5] a. lisiecki: mechanism of laser surface modification of the ti-6al-4v alloy in nitrogen atmosphere using a high power diode laser, advanced materials research 1036, pp. 411-416, 2014, doi:10.4028/www.scientific. net/amr.1036.411. [6] a. lisiecki: experimental and numerical study of heat conditions during diode laser gas nitriding of titanium alloy, adv. mater. res. 1036, pp. 320-325, 2014, doi:10.4028/www.scientific.net/amr.1036.320. 201404_pspaw_8972.pdf 31przegląd spawalnictwa 4/2014 janusz lewandowski dariusz rozumek metody nieniszczące w badaniach połączeń spawanych wirnika wentylatora non-destructive methods in the tests  on welded joints of the rotor fan wstęp w obecnym czasie konstrukcjom i urządzeniom pracującym w przemyśle stawia się niezwykle wysokie wymagania, dotyczące ich trwałości i niezawodności pracy. do takich urządzeń należą wentylatory pracujące w większości zakładów górniczych wydobywających węgiel kamienny w polsce. wentylatory te zabudowane i pracujące w stacjach wentylatorów głównych, przy szybach usuwających zużyte powietrze z wyrobisk górniczych, należą do ważnych urządzeń. zostały zaprojektowane na wyciąganie zużytego i zanieczyszczonego powietrza z wyrobisk górniczych i zasysanie czystego powietrza o odpowiednim składzie i temperaturze, niezbędnego do bezpiecznej pracy górników oraz urządzeń pracujących głęboko pod ziemią. dlatego tak istotne jest, żeby praca wentylatorów w stacjach wentylatorów głównych odbywała się możliwie bezawaryjnie. abstract the paper presents a brief description of the methods used for non-destructive testing of welded joints. rotor fan type wpk 5.0 was examined to verify its suitability for continued service. the front plate and the rotor blades are made of steel s355. during the test cracks by magneticparticle were detected in some of the welded joints of the rotor. non-destructive testing (ultrasonic method) was repeated after repairing cracks. this did not confirm further damage to the rotor. keywords: non-desttructive testing, welded joint, discontinuity of weld seam streszczenie w pracy zaprezentowano krótką charakterystykę metod nieniszczących używanych do badań połączeń spawanych. badaniom poddano wirnik wentylatora wpk 5,0 celem sprawdzenia jego przydatności do dalszej eksploatacji. płytę czołową oraz łopaty wirnika wykonano ze stali s355. podczas badań metodą magnetyczno-proszkową wykryto pęknięcia w niektórych złączach spawanych wirnika. po naprawie pęknięć dokonano ponownie badań nieniszczących metodą ultradźwiękową nie stwierdzając dalszych uszkodzeń wirnika. słowa kluczowe: badania nieniszczące, złącza spawanie, nieciągłość spoiny obowiązujące przepisy [1] określają m.in.: – niezbędne prędkości powietrza w szybie i w wyrobisku, – wytwarzanie określonego podciśnienia statycznego, – konieczność zabudowy rezerwowego wentylatora, – czas w przypadku awarii wentylatora, w którym rezerwowy wentylator powinien rozpocząć pracę, – przerywanie pracy i ewakuację górników w razie awarii wentylatorów trwającej dłużej niż 20 min. w świetle przepisów, jak i potrzeby bezawaryjnej pracy, przeprowadza się przeglądy wentylatorów. terminy badań, przeglądów i remontów określa producent w dokumentacji techniczno-ruchowej (dtr), odpowiednie przepisy i upoważniony rzeczoznawca. zazwyczaj czas między przeglądami wynosi 10 tyś. godz. pracy wentylatora. upoważniony rzeczoznawca często skraca czas pomiędzy wymaganymi przeglądami okresowymi, gdy mgr inż. janusz lewandowski, dr hab. inż. dariusz rozumek prof. nzw. po – politechnika opolska. autor korespondencyjny/corresponding author: d.rozumek@po.opole.pl 32 przegląd spawalnictwa 4/2014 podczas wcześniejszego badania stwierdzono uszkodzenia w elementach wentylatora, które następnie zostały naprawione. ze względu na wystąpienie uszkodzeń wymaga się kontrolnego badania sprawdzającego i potwierdzającego prawidłowo wykonaną naprawę. w tego typu urządzeniach często dochodzi do nieprawidłowości związanych z występowaniem wad (pęknięć) eksploatacyjnych złączy spawanych wirnika wentylatora. do wykrywania i lokalizacji tych wad stosuje się metody nieniszczące, głównie metodę magnetyczno-proszkową oraz ultradźwiękową. celem pracy są badania nieniszczące złączy spawanych łopat wirnika wentylatora wpk. metody nieniszczące badania nieniszczące pozwalają już na etapie produkcji urządzenia wyeliminować wady, które w wyrobie finalnym mogłyby stanowić zagrożenie dla ludzi lub grozić uszkodzeniem konstrukcji [2]. metody badań nieniszczących możemy podzielić na metody powierzchniowe i objętościowe. do metod powierzchniowych zalicza się metody: – wizualną (vt), – magnetyczno-proszkową (mt), – penetracyjną (pt), – prądów wirowych (et). metoda magnetyczno-proszkowa jest często stosowana w badaniach obiektów wykonanych z materiałów ferromagnetycznych. polega na magnesowaniu obiektu pokrytego zawiesiną magnetyczną. w miejscu występowania wady powstaje strumień magnetycznego rozproszenia zawiesiny magnetycznej. metoda ta pozwala wykrywać nieciągłości położone do 2 mm pod powierzchnią. przy prawidłowym wykonaniu badania możliwe jest wykrycie wad od ok. 0,3 mm. do metod objętościowych zalicza się metody: – radiologiczną (rt), – ultradźwiękową (ut), – emisji akustycznej (ea). metoda ultradźwiękowa umożliwia, w zależności od stosowanych rodzajów fal, wykrycie nieciągłości zarówno wewnętrznych, jak i powierzchniowych. polega ona na wprowadzeniu do obiektu badanego wiązki fal ultradźwiękowych, o częstotliwości zazwyczaj 2÷4 mhz, za pomocą skanującej głowicy przyłożonej i przemieszczanej po powierzchni obiektu badanego, a następnie detekcji (wykrywania) sygnałów wywołanych przez wiązkę ultradźwiękową. w metodzie tej można wyróżnić metody: echa, cienia i rezonansu. metoda echa ma największe zastosowanie i oparta jest na odbiciu fal od powierzchni i nieciągłości obiektu. metoda cienia (przepuszczania) oparta jest na przysłanianiu wiązki fal przez obiekt. w metodzie tej stosuje się dwie głowice ustawione naprzeciwko siebie po obu stronach obiektu, z czego jedna głowica jest nadajnikiem, a druga odbiornikiem. metoda rezonansu polega na wytworzeniu w badanym obiekcie fali stojącej, która powstaje w wyniku interferencji fal padających i odbitych, oraz wyznaczeniu maksimum amplitudy tej fali. metodyka badań badaniom nieniszczącym poddano wirnik wentylatora promieniowego kopalnianego wpk 5,0 używanego w zakładach górniczych wydobywających węgiel kamienny, zgodnie z normami [3÷10]. do badań zastosowano metodę magnetyczno-proszkową i ultradźwiękową. płytę czołową oraz łopaty wirnika wykonano ze stali s355 (18g2a), której właściwości mechaniczne podano w tablicy i. na rysunku 1 pokazano schemat badanego wirnika. parametry techniczne wentylatora przedstawiono w tablicy ii. przed przystąpieniem do badań magnetyczno-proszkowych i ultradźwiękowych zostały określone wymagania dotyczące personelu przeprowadzającego badania [3]. sposób wykonywania badań realizowano na podstawie obowiązującej metodyki badań i szczegółowej instrukcji. materiał re, mpa rm, mpa e, gpa a5, % s355 368 578 210 30 tablica i. właściwości mechaniczne stali s355 table i. mechanical properties of s355 steel rys. 1. kształt i wymiary wirnika wpk fig 1. shape and dimensions of wpk rotor średnia wirnika, mm prędkość obrotowa, obr/min wydajność, m3/s spiętrzenie całkowite, pa sprawność 5000 375 365 4542 0,85 tablica ii. dane techniczne wentylatora wpk table ii. wpk rotor specifications określono warunki badania i poziomy jakości według norm spawalniczych [4, 5] oznaczone symbolem c, w których opisano dopuszczalne wielkości nieciągłości, takie jak: a) spawalnicze powierzchniowe, w których: – nie dopuszcza się pęknięć, – dopuszcza się występowanie pęcherza powierzchniowego o wymiarze max = 3 mm, 33przegląd spawalnictwa 4/2014 – nie dopuszcza się niepełnego wtopienia (przyklejenia), – nie dopuszcza się niepełnego przetopienia grani, b) spawalnicze wewnętrzne, w których: – nie dopuszcza się pęknięć, – dopuszcza się występowanie pęcherza gazowego o wymiarze maks. 4 mm, – nie dopuszcza się łańcuchów pęcherzy. badania magnetyczno-proszkowe złączy spawanych prowadzono przy użyciu defektoskopu jarzmowego ac 230 z ruchomymi nabiegunnikami pokazanymi na rysunku 2, które dopasowuje się do kształtu powierzchni badanego obiektu. z każdej strony, tj. lica i grani). w praktyce istnieje potrzeba oczyszczenia większej powierzchni, w zależności od sposobu wprowadzenia wiązki ultradźwiękowej i zastosowanej głowicy. w przypadku głowicy czołowej, w której wiązka ultradźwiękowa wprowadzana jest do obiektu prostopadle, przygotowana powierzchnia obejmuje tylko interesujący nas obszar. stosując głowicę kątową, wielkość przygotowanej powierzchni określa się kątem wprowadzania wiązki i grubością badanego obiektu. najczęściej stosuje się głowice o kątach 45, 60 i 75o. podczas skanowania (badania) złączy spawanych głowicą czołową lub kątową poszukujemy sygnałów odbić wiązki ultradźwiękowej. przemieszczając głowicę wzdłuż spoiny, dostajemy informację w postaci sygnału o wielkości wady (długości, szerokości), a brak sygnału zwrotnego zwykle świadczy o niewystępowaniu wad. odbicia te zostają zobrazowane na ekranie defektoskopu w postaci impulsów odbitych sygnałów, o znanej odległości (sa na ekranie defektoskopu) od czoła głowicy. kierunek wprowadzanej wiązki ultradźwiękowej musi przebiegać prostopadle do nieciągłości, ponieważ w innym przypadku nie będziemy mogli jej stwierdzić. jeżeli głowica zostanie umieszczona obok złącza, dostaniemy odbicie od dna badanego obiektu (grubość badanego materiału np. sa = 20 mm), które nie będzie wadą. niewielkie rozmiary defektoskopu ultradźwiękowego wraz z głowicami umożliwiają bezpieczne i efektywne prowadzenie badań oraz wykrycie nieciągłości znajdujących się wewnątrz obiektu. zastosowano metodę barwną, ze środkiem kontrastowym, nanosząc białą farbę na powierzchnię badaną. następnie na powierzchni badanej rozpyla się czarną zawiesinę magnetyczną przy jednoczesnym magnesowaniu w celu wykrycia wad. badania prowadzono przy natężeniu oświetlenia min. 500 lx i wartości magnetycznego pola stycznego na powierzchni badanej, wynoszącej 2÷6 ka/m. spoiny oraz strefa wpływu ciepła (swc) zostały oczyszczone mechanicznie (za pomocą szlifierki kątowej z wykorzystaniem głowicy drucianej) z powłok lakierniczych, następnie została naniesiona biała, podkładowa farba kontrastowa na obszar badań (rys. 3). wirnik pokazany na rysunku 3 składa się z 11 łopat. pierwsza z nich została oznaczona za pomocą linii z numerem 1, kolejne oznaczano zgodnie z ruchem wskazówek zegara (rys. 3 – łopata 7). badania złączy spawanych rozpoczęto, magnesując obszar badania w dwóch różnych kierunkach tak, żeby umożliwić ujawnienie nieciągłości (wad) znajdujących się pod różnymi kątami na obiekcie. pierwszy kierunek to ustawienie defektoskopu pod kątem ok. 45o w stosunku do długości złącza, a drugi pod kątem ok. 90o w stosunku do kierunku pierwszego; magnesując jednocześnie badane miejsce, nanosi się zawiesinę magnetyczną i obserwuje powierzchnię badaną w celu stwierdzenia nieciągłości. do badań objętościowych użyto metody ultradźwiękowej (metody echa), która jest często stosowana do badań w warunkach eksploatacyjnych (przemysłowych), gdzie dostęp do obszarów badanych jest utrudniony. w badaniu wykorzystano defektoskop ultradźwiękowy usm 35 wraz z głowicami i wzorcem (rys. 4). w przypadku badania ultradźwiękowego niezbędne jest oczyszczenie obszaru badanego (spoiny i swc do ok. 25 mm rys. 2. defektoskop jarzmowy ac 230 do badań mt fig 2. ac 230 flow detector for mt testing rys. 3. wirnik przygotowany do badań metodą mt fig 3. rotor prepared for mt method testing rys. 4. defektoskop ultradźwiękowy usm 35 do badań ut fig 4. usm 35 ultrasonic flaw detector for ut testing 34 przegląd spawalnictwa 4/2014 wyniki badań i ich analiza badania magnetyczno-proszkowe obejmowały pachwinowe złącza spawane badane od strony czoła, co pokazano na rysunku 3. w wyniku badań magnetyczno-proszkowych ujawnionych zostało szereg istotnych nieciągłości (pęknięć). na rysunku 5 można zauważyć pęknięcia, które w celu podkreślenia zaznaczono markerem. podczas badań wszystkie wykryte nieciągłości zlokalizowane były w miejscu łączenia łopat z płytą czołową wirnika. na rysunku 5 pokazano wykryte, przykładowe, pęknięcia dla łopat wirnika (w tym przypadku nr 1 i 4). pęknięcie na rysunku 5a znajdowało się w miejscu połączenia materiału rodzimego (płyty czołowej wirnika) ze spoiną złącza spawanego i długość jego wynosi ok. 47 mm. natomiast na rysunku 5b widoczne są trzy niezależne pęknięcia na brzegu spoiny i w środku spoiny. maksymalna długość pęknięcia wynosi ok. 95 mm. nieciągłości te zostały poddane naprawie. mechanicznie wycięto pękniętą spoinę, a następnie przygotowano rowek spawalniczy o kształcie 1/2v. w dalszej kolejności wykonano złącze spawaniem łukowym, elektrodą zasadową zgodnie z kartą operacyjną (wps), w której określono parametry spawania, tzn. liczbę ściegów – 4, średnicę zastosowanej elektrody – 4 mm i odpowiadające im natężenia prądu spawania – 140÷170 a. następnie wirnik został ponownie zbadany metodą magnetyczno-proszkową (w szczególności miejsca łączenia łopat), w wyniku czego nie wykryto wad. badanie ultradźwiękowe (pachwinowych złączy spawanych wirnika) wykonano za pomocą głowicy czołowej i kątowej, po naprawie wadliwych złączy. głowica czołowa przyłożona została do zewnętrznej strony płyty czołowej wirnika i przeprowadzano badanie, jak pokazano na rysunku 6a. wprowadzając wiązkę ultradźwiękową poszukiwano nieciągłości, ułożonych prostopadle do kierunku wprowadzenia wiązki w złączu spawanym. na rysunku 6b pokazano wynik badania, na którym widoczne są wskazania (odbicia wiązki ultradźwiękowej) pochodzące od grubości blachy czołowej (20 mm), niebędące wadami. następnie przeprowadzono badanie przy użyciu głowicy kątowej, przykładanej kolejno do obydwu stron złącza spawanego (rys. 7a – cztery położenia głowicy). skanowanie wykonywano kolejno dla złączy od strony łopat i płyty czołowej wirnika, co umożliwiało kontrolę złączy spawanych z każdej strony. na rysunku 7b pokazano wynik badania na ekranie defektoskopu, który wykazuje podobny efekt jak na rysunku 6b, czyli bez wad. badania złączy spawanych wirnika wentylatora wpk ograniczyło się wyłącznie do lica spoiny, ponieważ grań ze względu na brak dostępu do niej nie została zbadana. nie ujawniono istotnych wad, co pozwoliło stwierdzić, że naprawa została wykonana poprawnie. rys. 5. miejsca pęknięć łączenia łopat wirnika z płytą czołową: a) nr 1, b) nr 4 fig. 5. cracks detected in the rotor blades to the frontal plate connection: a) no. 1, b) no. 4 rys. 6. miejsce położenia głowicy czołowej: a) schemat, b) wynik badań fig 6. place of location the frontal head: a) the scheme, b) test results b) a) a) b) 35przegląd spawalnictwa 4/2014 rys. 7. miejsce położenia czterech głowic kątowych: a) schemat, b) wynik badań fig 7. place of location the four angular heads: a) the scheme, b) test results podsumowanie metodę magnetyczno-proszkową zastosowano ze względu na jej dużą skuteczność oraz to, że jest ona szybka i tania w lokalizacji nieciągłości powierzchniowych. z tego też powodu jest bardzo popularna w badaniach materiałów ferromagnetycznych. badania magnetyczno-proszkowe pozwoliły wykryć istotne nieciągłości występujące w złączach spawanych wirnika wentylatora, które zostały naprawione i ponownie zbadane. badania ultradźwiękowe są znacznie bardziej skomplikowane, wymagają większej staranności przygotowania obiektu badań. występujące nieciągłości muszą być ułożone prostopadle do wprowadzanej wiązki ultradźwiękowej, aby otrzymać sygnał zwrotny widoczny w postaci impulsów na ekranie defektoskopu. podczas ponownych badań naprawionych złączy spawanych wirnika wentylatora nie wykryto istotnych nieciągłości w jego objętości. badania nieniszczące, niezależnie od użytych metod, są stosowane w ocenie elementów konstrukcji i urządzeń celem dalszej ich eksploatacji. w ekonomiczny i zarazem szybki sposób pozwalają one wykryć niebezpieczne nieciągłości liniowe. w zakładach górniczych prowadzi się cykliczne badania pracujących urządzeń, mające na celu wykrywanie i monitorowanie miejsc uszkodzonych oraz przeprowadza się ich naprawę przedłużającą trwałość. literatura [1] rozporządzenie ministra gospodarki z dnia 28 czerwca 2002 r. w sprawie bezpieczeństwa i higieny pracy, prowadzenia ruchu oraz specjalistycznego zabezpieczenia przeciwpożarowego w podziemnych zakładach górniczych (dz. u. nr 139, poz. 1169, z 2006 r. nr 124, poz. 863 oraz z 2010 r. nr 126, poz. 855) w dziale iv „przewietrzanie i klimatyzacja” szczegółowo określające warunki pracy, parametry i wymagania stawiane pracującym wentylatorom. [2] lewińska-romicka a.: badania nieniszczące, podstawy defektoskopii, wnt, 2001. [3] pn-en iso 9712 badania nieniszczące, kwalifikacja i certyfikacja personelu badań nieniszczących, pkn, 2012. [4] pn-en iso 5817 spawanie – złącza spawane ze stali, niklu, tytanu i ich stopów (z wyjątkiem spawanych wiązką) – poziomy jakości według niezgodności spawalniczych, pkn, 2009. [5] pn-en iso 6520-1 spawanie i procesy pokrewne – klasyfikacja geometrycznych niezgodności spawalniczych w metalach, część 1: spawanie, pkn, 2009. [6] pn-en iso 17638 badanie nieniszczące spoin – badania magnetyczno-proszkowe, pkn, 2010. [7] pn-en iso 23278 badanie nieniszczące spoin – badania magnetyczno-proszkowe spoin – poziomy akceptacji, pkn, 2010. [8] pn-en iso 17635 badania nieniszczące spoin – zasady ogólne dotyczące metali, pkn, 2010. [9] pn-en iso 11666 badanie nieniszczące spoin – badania ultradźwiękowe złączy spawanych – poziomy akceptacji, pkn, 2011. [10] pn-en iso 17640 badanie nieniszczące spoin – badania ultradźwiękowe złączy spawanych, pkn, 2011. b) a) 201303_pspaw_ghik.pdf 38 przegląd spawalnictwa 3/2013 bogusław cyganek wprowadzenie do pomiaru głębi obrazu za pomocą stereoskopowego układu kamer an introduction to scene depth measurement  with stereoscopic set of cameras dr hab. inż. bogusław cyganek – agh akademia górniczo-hutnicza. streszczenie w artykule zaprezentowano podstawy widzenia stereoskopowego zarówno w układzie wzrokowym człowieka, jak również w systemie komputerowym wyposażonym w parę kamer. przedstawione zostały matematyczne podstawy widzenia stereoskopowego, które z wykorzystaniem dwóch przetworników wizyjnych umożliwiają ocenę nie tylko przesunięcia obiektów, ale również ich oddalenia od kamer. zaprezentowane systemy znajdują zastosowanie również w spawalnictwie do pomiaru parametrów powierzchni jeziorka spawalniczego oraz wyznaczenia stopnia przetopu spoiny. abstract the paper presents an introduction to stereoscopic vision in the human visual system as well as in computer system equipped with the two cameras. application of the two cameras in the vision systems allows not only measurement of objects shifts but also measurement of their distance to the cameras. mathematical foundations of this process are also discussed. presented systems find application in welding for measurement of parameters of the weld pool and weld penetration. wstęp w wielu dziedzinach techniki niezbędny jest pomiar pełnej geometrii obserwowanych zjawisk i obiektów. w zależności od warunków oraz wymagań pomiar taki można wykonać za pomocą metod aktywnych, takich jak np. skaner laserowy, bądź też pasywnych, takich jak stereoskopowy układ kamer. w artykule zaprezentowano wstęp do pomiaru głębi obrazów za pomocą stereoskopowego układu kamer, począwszy od omówienia układu widzenia człowieka, aż do krótkiej charakterystyki metod komputerowych. wykazano, że również w przypadku zastosowań spawalniczych stereoskopowy układ kamer pozwala na m.in. pomiar parametrów powierzchni jeziorka spawalniczego, co z kolei umożliwia wyznaczenie stopnia przetopu spoiny [5, 10]. rozwój nowoczesnych technik mikroprocesorowych, jak również metod obliczeniowych, umożliwia zastosowanie komputerów do automatycznej analizy obrazów, również w systemach spawalniczych [6, 7]. artykuł rozpoczyna rozdział poświęcony układowi widzenia człowieka ze szczególnym uwzględnieniem jego zdolności postrzegania otoczenia. następnie omówiony został matematyczny model pojedynczej kamery. zastosowanie dwóch kamer zmienia sytuację jakościowo, umożliwiając percepcję głębi obserwowanej sytuacji. innymi słowy, wykorzystując dwie kamery, można określić usytuowanie obiektów. w artykule przedstawiono matematyczne podstawy tego procesu. następnie omówiono komputerowe metody pomiaru mapy głębi powstałej na podstawie obrazów dostarczonych ze stereoskopowego systemu kamer. widzenie stereoskopowe – układ wzrokowy człowieka występująca u człowieka oraz większości zwierząt para oczu nie służy wyłącznie do zdublowania tego cennego receptora sygnałów wizyjnych, ale zapewnia również zdolność do postrzegania głębi obserwowanych scen postrzegania obserwowanych obrazów. efekt ten zwany jest widzeniem stereoskopowym. 39przegląd spawalnictwa 3/2013 odbiór wzrokowy sygnałów wizyjnych promienie świetlne przenikają przez soczewkę oka na fotoczułą tkankę nazywaną siatkówką oka, na której wywołują obraz pomniejszony i obrócony [8]. siatkówka zbudowania jest z kilku warstw komórek nerwowych: czopków oraz pręcików, jak również komórek dwubiegunowych oraz komórek zwojowych. pręciki znajduje się w części zewnętrznej siatkówki i umożliwiają odbiór natężenia światła, czyli zapewniają widzenie monochromatyczne. czopki z kolei są obecne w centralnej części siatkówki, najwięcej jest ich na tzw. plamce żółtej, i dzięki zawartym w nich barwnikom wrażliwym na różne długości fali umożliwiają widzenie barwne. największe zagęszczenie czopków występuje w plamce żółtej oka (łac. macula lutea). powoduje to największą rozdzielczość widzenia właśnie w tej części oka. siatkówka połączona jest z mózgiem nerwem wzrokowym. istotnym elementem oka jest tzw. dołek środkowy oka (łac. fovea centralis), widoczny na rysunku 1. jest to niewielkie zagłębienie w centrum plamki żółtej siatkówki, które znajduje się dokładnie w osi poziomej oka. u człowieka jest to ok. 3,5 mm od brzegu tarczy nerwu wzrokowego. obraz obiektu, na którym skupiamy wzrok, jest rzutowany właśnie w to miejsce. jest to obszar najostrzejszego widzenia, pokrywający jednak niewielki kąt widzenia (ok. dwa stopnie). tak jak wspomniano, para oczu powoduje zmianę jakościową procesu widzenia, gdyż umożliwia detekcję głębi obserwowanej sceny. rysunek 1 ilustruje procesu widzenia stereoskopowego u człowieka. świat obserwowany wyłącznie jednym okiem jest płaski. co prawda jesteśmy zdolni do postrzegania względnego położenia obiektów w przestrzeni dzięki innym zjawiskom takim jak ich wzajemne przysłanianie – obiekt, który jest przysłonięty przez inny, musi znajdować się dalej od obserwatora. niemniej jednak pełnię odbioru głębi zapewnia dopiero para oczu. podstawowym zjawiskiem, które umożliwia ocenę odległości obserwowanego obiektu, jest różnica w położeniu jego obrazu na siatkówkach obu oczu. w przypadku skupienia obydwu oczu na punkcie a, jego obraz powstaje w siatkówkach dokładnie w miejscach występowania plamki żółtej (rys. 1). w przypadku innych punktów, położenia ich obrazów powstałych na siatkówkach określamy w stosunku do umiejscowienia odpowiednich żółtych plamek. przy tym założeniu, dwa punkty obrazowe na siatkówkach odpowiadają sobie, jeżeli są oddalone od odpowiadających im żółtych plamek o jednakową odległość. jest to w sposób oczywisty spełnione dla punktu a. z kolei, wyznaczając położenie punktów przestrzennych, których obrazy odpowiadają sobie, otrzymujemy obszar przestrzeni zwany horopterem. wszystkie inne punkty przestrzenne, oprócz punktów należących do horopteru, dają na siatkówkach punkty obrazowe, które nie są wzajemnie odpowiadające. różnicę ich położenia na siatkówkach nazywamy dysparycją siatkówkową (ang. retinal disparity) [3]. stąd też punkty horopteru mają zawsze zerową wartość dysparycji siatkówkowej. dysparycja siatkówkowa jest wielkością umożliwiająca ocenę odległości od otaczających punktów przestrzeni. i tak, im większa różnica położenia tych obrazów, tym bliżej znajduje się obserwowany obiekt. z kolei obrazy obiektów będących w znacznym oddaleniu nie wykazują przesunięcia [4]. na rysunku 2 przedstawiono przykładową parę obrazów stereoskopowych otrzymaną w wyniku wykonania w tym samym momencie zdjęcia dwoma kamerami będącymi w niewielkiej odległości od siebie. aby zaobserwować efekt głębi, należy pomiędzy obrazami umieścić kartkę papieru, która umożliwi obserwację obrazu lewego wyłącznie lewym okiem i odpowiednio obrazu prawego prawym. po pewnym czasie wpatrywania następuje „zlanie” się dwóch obrazów w jeden z wyraźnie widocznymi obszarami bliższymi obserwatorowi. w dalszej części artykułu opisany jest proces wyznaczania mapy głębi obrazu za pomocą komputera. rys. 1. widzenie stereoskopowe u człowieka fig. 1. human stereoscopic vision rys. 2. przykład pary obrazów stereoskopowych (część renault, inria c). aby zaobserwować efekt głębi, należy ustawić pionową kartkę papieru i obserwować tak, aby oko lewe patrzyło wyłącznie na obraz lewy, a prawe na prawy fig. 2. a pair of stereoscopic images (part of renault, inria c). the depth effect observed with vertical position of paper sheet and observing the left eye image on the left and right one the right 40 przegląd spawalnictwa 3/2013 model kamery punktowej na rysunku 3 przedstawiono model kamery punktowej (ang. pin-hole camera). charakterystyczne jest występowanie trzech układów współrzędnych: układu zewnętrznego oznaczonego indeksem w, układu kamery oznaczonego c oraz układu płaszczyzny obrazowej kamery π z dwoma wymiarami x-y zgodnymi z liniami skanowania obrazu, tak jak w przypadku sygnału tv. punkt oc nazywany jest punktem ogniskowym lub centralnym kamery. elementy płaszczyzny p kamery o całkowitych współrzędnych nazywamy pikselami obrazu. punkt główny o = (ox, oy) (ang. principal point) jest wynikiem rzutu punktu środkowego oc układu współrzędnych kamery na płaszczyznę π w kierunku zgodnym z osią zc. odległość f płaszczyzny obrazowej π od punktu oc nazywana jest długością ogniskową, natomiast oś optyczną wyznacza prosta ococ’. fizyczne wymiary piksela określają parametry sx oraz sy. załóżmy, że w układzie współrzędnym kamery punkty p oraz jego obraz p mają następujące współrzędne (1) korzystając z podobieństwa trójkątów δocpo oraz δocpo’c oraz przyjmując z = f, otrzymujemy następujące zależności (2) równanie (2) opisuje model kamery perspektywicznej z obiektywem punktowym. położenie punktu p w układzie kamery opisuje wektor pc, natomiast w układzie zewnętrznym wektor pw (rys. 3). z kolei punkt p jest rzutem perspektywicznym, z centrum w punkcie oc, punktu p na płaszczyznę obrazową π. wzajemną zależność współrzędnych rys. 3. punktowy model pojedynczej kamery fig. 3. spot single camera model punktu p w tych dwóch układach współrzędnych opisuje poniższe równanie [1, 2]: (3) gdzie: r jest macierzą obrotu, natomiast t = ow – oc macierzą przesunięcia pomiędzy układami współrzędnych w oraz c. z kolei współrzędne punktu p na płaszczyźnie obrazu xu oraz yu oraz współrzędne x i y w lokalnym układzie kamery łączy zależność (4) po podstawieniu związków (3) i (4) do zależności (2) otrzymujemy liniowe równanie opisujące model kamery perspektywicznej z punktowym obiektywem [1, 2] (5) gdzie x jest punktem obrazu o współrzędnych jednorodnych [x1, x2, x3] t, x punktem przestrzeni trójwymiarowej o współrzędnych jednorodnych [x1, x2, x3, x4] t. użycie współrzędnych jednorodnych powoduje zastąpienie dzielenia występującego w równaniu (2) poprzez dodanie dodatkowego składnika, gdyż związane są one następującą zależnością (6) równanie (5) opisuje transformację z przestrzeni rzutowej 3 na płaszczyznę rzutową 2. transformacja ta przekształca wszystkie punkty leżące na prostej w dokładnie jeden punkt-obraz x na płaszczyźnie rzutowej 2. prosta ta jest jednoznacznie określona przez punkt centralny oc oraz punkt przestrzeni 3. stąd też transformacja taka jest jednoznaczna w stosunku do przekształcenia prostej w punkt. dlatego równanie (5) można przedstawić ogólnie w postaci: (7) gdzie dodatkowy w stosunku do (5) parametr c jest współczynnikiem skalującym. bez utraty ogólności, tam gdzie jest to jednoznaczne, przyjmuje się s = 1, a macierz m traktuje jako zdefiniowaną z dokładnością do pewnego współczynnika skalującego, efektywnie przyjmując z powrotem postać równania (5). wprowadzenie do elementów geometrii rzutowej można znaleźć m.in. w publikacjach [1, 2]. macierz m opisuje przekształcenie punktu przestrzeni na jego obraz dokonywane przez kamerę. macierz tę można przedstawić w postaci iloczynu: (8) p p = = ( , , ), ( , , ). x y z x y z x f x z y f y z z f= = =, , p r p tc w= -( ) x x o s y y o s u x x u y y = = ( ) ( ) x mx= m m mi e= x f x z y f y z z f= = =, ,x f x z y f y z z f= = =, ,x f x z y f y z z f= = =, ,x f x z y f y z z f= = =, , 41przegląd spawalnictwa 3/2013 gdzie: (9) jest macierzą parametrów wewnętrznych, natomiast (10) jest macierzą parametrów zewnętrznych kamery. są one zdefiniowane jako zbiór parametrów geometrycznych, jednoznacznie określających przekształcenie układu współrzędnych kamery w układ współrzędnych zewnętrznych, tj. za pomocą wektora translacji t oraz macierzy rotacji r. proces znajdowania parametrów macierzy mi oraz me nazywamy kalibracją kamery [3, 9]. układ dwóch kamer – stereoskopia na rysunku 4 przedstawiono proces obserwacji zjawiska zachodzącego w otoczeniu za pomocą dwóch kamer, czyli układu stereoskopowego. kamery te, jednocześnie obserwując daną scenę, umożliwiają wnioskowanie o oddaleniu punktów przestrzeni. każda z widocznych płaszczyzn πi wraz z punktem centralnym rzutowania oi tworzy kamerę z obiektywem punktowym omawianą w poprzednim rozdziale. rys. 4. model stereoskopowego układu kamer w postaci ogólnej oraz kanonicznej. zewnętrzny punkt p zostaje zobrazowany w postaci lokalnych punktów pl0 oraz pr0. punkty ol oraz or wraz z punktem przestrzeni p definiują płaszczyznę epipolarną fig. 4. stereoscopic camera system model in the general and canonical form. external point p depicted as local points pl0 and pr0. points ol i or with the p point defines plane rys. 5. przykładowy system kamer przemysłowych w układzie stereoskopowym fig. 5. example for industrial camera in the stereoscopic configuration system prosta olor łącząca centra rzutowania, wyznacza linię bazową. punkty jej przecięcia z płaszczyznami kamer nazywane są punktami epipolarnymi. w szczególnym przypadku, gdy linia bazowa jest równoległa do płaszczyzn kamer, odpowiadający punkt epipolarny jest tzw. punktem w nieskończoności [3]. na rysunku 5 przedstawiono przykładowy system kamer przemysłowych w układzie stereoskopowym. możliwe jest również zbudowanie układu stereoskopowego z wykorzystaniem jednej kamery wyposażonej w odpowiedni zestaw soczewek i luster (układ katadioptryczny) [1, 2]. zauważmy, że punkty p oraz q są rzutowane do jednego obrazu na płaszczyźnie kamery lewej πl0. stąd też wyznaczenie ich oddalenia jest możliwe wyłącznie dzięki zastosowaniu drugiej kamery, oznaczonej jako πr0. obrazy punktów p oraz q na płaszczyźnie πr0 są różne. widzimy też, że wraz z przybliżaniem się punktu q do centrum kamery ol jego obraz na drugiej płaszczyźnie zbliża się do położenia punktu er. zauważamy również, że punkty obrazu znajdują się wyłącznie na prostych powstałych w wyniku przecięcia płaszczyzn kamer πl0 oraz πr0 z płaszczyzną określoną przez centra rzutowania ol i or oraz rzutowany punkt przestrzeni p, zwaną płaszczyzną epipolarną. jest to istotny rezultat, gdyż ogranicza położenie odpowiadających sobie punktów obrazu wyłącznie do linii epipolarnych. widzimy więc, że położenie punktu przestrzeni oraz jego obrazów na płaszczyznach kamer jest ściśle określone przez geometrię epipolarną danego układu kamer. dla wszystkich rzutowanych punktów wzajemne położenie odpowiadających sobie ich punktów obrazu określa jedna macierz zwana macierzą fundamentalną f, dla której zachodzi zależność [1÷3]: (11) gdzie: pl0 oraz pr0 są punktami obrazo-wymi punktu p, odpowiednio na płaszczyźnie obrazowej kamery lewej oraz prawej, których współrzędne wyrażone są w lokalnym układzie współrzędnych związanym z odpowiednimi płaszczy-znami kamer πl0 oraz πr0. – – 42 przegląd spawalnictwa 3/2013 rys. 8. algorytm obliczania mapy głębi z pary obrazów stereoskopowych fig. 8. the algorithm for calculation of depth maps from a pair of stereoscopic images jak już wspomniano, w celu znalezienia położenia punktu p należy odnaleźć jego obrazy na płaszczyznach πl0 oraz πr0. jednak w praktyce proces ten jest trudny i często niejednoznaczny. znaczącym ułatwieniem jest fakt, że poszukiwania odpowiadających sobie punktów można ograniczyć wyłącznie do przeszukania punktów linii epipolarnych. niemniej w przypadku dowolnego układu kamer położenie tych linii nie zawsze jest znane a priori. sytuacja jest znacznie łatwiejsza, jeżeli płaszczyzny kamer ułożone są w ten sposób, że osie kamer są równoległe, a krawędzie płaszczyzn współliniowe, tak jak w przypadku kamer πl1 oraz πr1 (rys. 4). tego typu układ nazywamy kanonicznym układem kamer, którego przekrój przedstawiono na rysunku 6. może on być wynikiem wstępnego ułożenia kamer lub też kanoniczny obraz może być otrzymany z obrazu ogólnego w wyniku przeprowadzenia tzw. procesu rektyfikacji obrazów. korzystając z właściwości podobieństwa trójkątów δpl1ol1ol1 oraz δpxol1, jak również δpr1or1or1 oraz δpxor1 (rys. 6), otrzymujemy następujące zależności definiujące dysparycję horyzontalną dx(pl1, pr1) pomiędzy parą punktów pl1 oraz pr1 (12) gdzie: punkty pl1 oraz pr1 są obrazami pewnego punktu p, pl1 oraz pr1 są ich współrzędnymi w kierunku osi x (w kierunku y są równe 0), b oznacza odległość bazową między kamerami, f jest ogniskową kamer, natomiast z jest szukaną odległością punktu p od linii bazowej, czyli głębią sceny. szukaną wartość z w układzie kanonicznym obliczamy na podstawie znalezionego przesunięcia horyzontalnego dx(pl1, pr1) pomiędzy punktami obrazowymi pl1 oraz pr1 nieznanego punktu p, jak poniżej: (13) w przypadku gdy dx→0, przyjmujemy że obserwowany punkt p znajduje się w nieskończoności, czyli z→∞. komputerowe obliczanie głębi obrazu podstawy widzenia stereoskopowego zostały zarysowane w poprzednim rozdziale. w przypadku systemu komputerowego wyposażonego w dwie kamery obliczanie mapy głębi polega głównie na znalezieniu wszystkich odpowiadających sobie punktów obrazu dla nieznanych punktów przestrzeni, a następnie wyznaczeniu ich wzajemnego przesunięcia horyzontalnego dx występującego we wzorach (12) oraz (13). jak już wspomniano, proces ten nie jest ani łatwy, ani też jednoznaczny. to znaczy, mając pewien punkt na płaszczyźnie kamery, przeważnie nie wiemy, jakiego obiektu jest on obrazem, ani też nie wiemy, gdzie znajduje się odpowiadający mu obraz z drugiej kamery. pewnym ułatwieniem jest fakt, że obraz taki znajduje się wyłącznie na odpowiedniej linii epipolarnej, która w przypadku kanonicznego układu kamer jest zgodna z linią skanowania pikseli w kamerze. zdarza się często, że dany punkt przestrzeni widoczny jest wyłącznie w płaszczyźnie jednej kamery, podczas gdy w drugiej nie występuje ze względu na ułożenie geometryczne lub też rys. 7. poszukiwanie odpowiadających sobie punktów na linii epipolarnej z wykorzystaniem wartości pikseli w pewnym obszarze u otaczającym punkt (x, y) fig. 7. the search for corresponding points on the line using pixel values in an u area surrounding the point (x, y) rys. 6. kanoniczny układ stereoskopowy fig. 6. canonical stereoscopic configuration d p p x x bf zx l r r l l r p p1 1 1 1,( )= = = z bf dx l r = ( )p p1 1, 43przegląd spawalnictwa 3/2013 przysłonięcia. innym częstym przypadkiem jest znalezienie fałszywego dopasowania punktów obrazowych. powstaje tutaj bardzo istotne pytanie – w jaki sposób ocenić, czy obserwowane punkty na płaszczyznach kamer faktycznie są obrazami jakiegoś rzeczywistego punktu przestrzeni? jedną z możliwości jest zastosowanie pewnej miary porównania danych dwóch punktów obrazu. jednakże same wartości sygnału intensywności lub też koloru pojedynczego piksela mogą być niewystarczające do jednoznacznego określenia, czy punkty te są obrazami tego samego punktu przestrzeni. w celu poprawy jakości odpowiedzi można wykorzystać również wartości pikseli sąsiadujących, jak również dodatkowe parametry geometryczne obserwowanej sceny. proces ten zilustrowano na rysunku 7. obrazy można porównać za pomocą wielu miar. jedną z takich miar, która jest odporna na lokalne wariancje sygnału intensywności, jest scovar dana poniższym wzorem (14) gdzie ik(x,y) jest wartością intensywności piksela w punkcie (x, y) k-tego obrazu, ik x y( , ) jest średnią wnioski w artykule zaprezentowane zostały podstawy widzenia stereoskopowego, zarówno w ludzkim układzie wzrokowym człowieka, jak również w komputerowym systemie wyposażonym w dwie kamery. przedstawione zostały matematyczne modele kamery, jak również podstawy geometrii epipolarnej. literatura [1] cyganek b.: komputerowe przetwarzanie obrazów trójwymiarowych (in polish) exit, 2002. [2] cyganek b., siebert j.p.: an introduction to 3d computer vision techniques and algorithms. wiley, 2009. [3] hartley r.i., zisserman a.: multiple view geometry in computer vision, 2nd edn, cambridge university press, 2003. [4] howard i.p., rogers b.j.r.: binocular vision and stereopsis. oxford university press, 1995. [5] kim y. s. and eagar t. w.: analysis of metal transfer in gas metal arc welding. welding journal 1993, 72, s. 269-278. [6] tadeusiewicz r.: new trends in neurocybernetics. computer methods in materials science, vol. 10, 2010, no. 1, s. 1-7. wartością intensywności dla k-tego obrazu w otoczeniu u wokół punktu (x, y), dx oraz dy oznaczają wartości względnego przesunięcia (dysparycji), natomiast i, j są indeksami. na rysunku 8 przedstawiono prosty algorytm znajdowania mapy głębi na podstawie pary obrazów stereoskopowych. dalsze informacje na temat procesu korelacji stereoskopowej zawierają liczne publikacje, np. książki [1, 2]. z kolei, na rysunku 9 przedstawiono wyniki działania tego algorytmu dla pary pokazanej na rysunku 2, dla różnych wielkości otoczenia u we wzorze (14). jaśniejsze miejsca na rysunku 9 oznaczają punkty znajdujące się bliżej obserwatora, ale poprawne wartości znajdują się w miejscach o silnej teksturze. rys. 9. komputerowo obliczona mapa głębi w wyniku korelacji punktów pomiędzy parą obrazów przedstawionych na rysunku 2 fig. 9. computer calculated depth map as the points correlation in the pair of images shown on the fig. 2 zaprezentowany został przegląd algorytmów obliczania mapy głębi, jak również wspomniane zostały wybrane aplikacje. między innymi, stereoskopowe metody pomiaru głębi mogą być wykorzystane w spawalnictwie do monitorowania jeziorka spawalniczego celem wyznaczenia stopnia wtopienia spoiny. podziękowanie artykuł ten powstał dzięki wsparciu finansowemu w 2012 roku projektu badawczego narodowego centrum nauki nr dec-2011/01/b/st6/01994. [7] tadeusiewicz r.: place and role of intelligent systems in computer science. computer methods in materials science, vol. 10, 2010, no. 4, s. 193-206. [8] wandell b.a.: foundations of vision. sinauer associates publishers inc. 1995. [9] zhang z.: a flexible new technique for camera calibration. technical report msr-tr-98-71. microsoft research, microsoft corporation, 1999. [10] zhao c. x., richardson i. m., kenjeres s., kleijn c. r., saldi z.: a stereo vision method for tracking particle flow on the weld pool surface. journal of applied physics 105, 2009. ps 5 2016 www.pdf 43przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 przyczyny pęknięć lutospoin w złączach różnoimiennych  typu aluminium - ocynkowana stal niestopowa cracking phenomena in dissimilar laser-brazed joints of aluminum and galvanized low carbon steel dr inż. artur czupryński, dr inż. damian janicki – politechnika śląska. autor korespondencyjny/corresponding author: artur.czuprynski@polsl.pl streszczenie w artykule przedstawiono wyniki badań dotyczących przyczyn pękania lutospoin w różnoimiennych złączach zakładkowych wykonanych laserem diodowym dużej mocy rofin dl 020 z użyciem materiału dodatkowego w postaci proszku aluminium, na przykładzie łączenia cienkiej blachy aluminiowej z blachą stalową pokrytą elektrolitycznie powłoką cynkową. przedstawiono wyniki badań metalograficznych makroskopowych i mikroskopowych. wskazano na problemy oraz przedstawiono sugestie dotyczące technologii lutospawania laserowego materiałów znacznie różniących się własnościami fizycznymi i składem chemicznym. słowa  kluczowe: lutospawanie laserowe; laser diodowy dużej mocy; złącza różnoimienne; fazy międzymetaliczne; pękanie kruche; materiały trudnospawalne; aluminium; stal niestopowa ocynkowana elektrolitycznie abstract a study on cracking phenomena during laser braze welding of dissimilar lap joints between aluminum thin plate and galvanized low carbon sheet steel is described. the experiments were carried out using a high power diode laser rofin dl020 and aluminum powder as filler metal. macro and microstructure analysis of the joints were analysed. issues and problems in laser braze welding of materials having different chemical composition and physical properties are presented. keywords: laser braze welding; high power diode laser; dissimilar joints; intermetallic phase; cracking; difficult to weld materials; aluminium sheet; galvanized low carbon sheet steel wstęp rosnące aktualnie wymagania przemysłu motoryzacyjnego, co do odporności na korozję, jak również chęć zapewnienia wysokiej wytrzymałości blach karoseryjnych przy zachowaniu możliwie niskiej masy oraz długiej i bezpiecznej eksploatacji samochodów spowodowały, że regułą stało się wykonywanie większości elementów nadwozi pojazdów z blach stalowych pokrytych galwanicznie powłoką cynkową [1÷6]. poza zastosowaniem nowoczesnych gatunków stali typu if (interstitial free), dp (dual-phase), trip (transformation-induced plasticity), wprowadzono również nowe technologie wykonywania elementów karoserii samochodowych (tailored blank, tailor roled blanks) oraz nowoczesne procesy łączenia materiałów różnoimiennych, np. aluminium ze stalą. obecnie zgrzewanie punktowe oporowe czy tradycyjne spawanie łukowe metodami mig/mag wyparte zostały w znacznym stopniu przez klejenie, procesy niskoenergetycznego lutospawania łukowego elektrodą topliwą w osłonach gazowych takie jak: cmt, coldarc, stt, cbt, czy spawanie laserowe. technologie te pozwalają na wykonanie wysokiej jakości połączeń cienkich blach stalowych o grubości 0,3÷3,0 mm, bez powłok i z pokryciami ochronnymi o grubości warstwy do 15 µm, blach aluminiowych o minimalnej grubości wynoszącej 0,4 mm, blach ze stali nierdzewnej, artur czupryński, damian janicki a także łączenie materiałów różnoimiennych przy ograniczonej ilości ciepła wprowadzonego podczas procesu (ok. 1÷2 kj/cm) [7÷8]. tak więc, lutospawanie wydaje się obecnie najbardziej odpowiednią i perspektywiczną technologią łączenia stalowych elementów pokrytych galwanicznie powłoką cynkową z elementami aluminiowymi. duże perspektywy w tym zakresie należy wiązać z technologią lutospawania laserowego, szczególnie z wykorzystaniem materiałów dodatkowych o niskim zakresie temperatur likwidusu i solidusu, np. spoiw typu: zn-al4 (385÷418 °c) lub al-si12 (573÷585 °c). ważkim problemem dotyczącym tego typu połączeń są pęknięcia lokalizujące się najczęściej w obszarze materiału lutospoiny, tuż przy powierzchni cynkowej powłoki ochronnej blachy stalowej. przebieg i wyniki badań celem badań było określenie możliwości wykonania różnoimiennych złączy zakładkowych w procesie lutospawania laserowego cienkich blach aluminiowych i stali niestopowej obustronnie ocynkowanej elektrolitycznie z zastosowaniem spoiwa w postaci proszku aluminium. na podstawie badań przeglad welding technology review 44 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 wizualnych i metalograficznych ocenie poddane zostały kształt lutospoiny i jakość złączy oraz struktura materiału lutospoiny i materiałów rodzimych. próby lutospawania laserowego wykonano na stanowisku zmechanizowanym wyposażonym stół krzyżowy z prowadnicami prostoliniowymi, na którym znajdował się układ mocujący pozwalający na sztywne utwierdzenie lutospawanych blach, laser diodowy dużej mocy rofin dl 020, (tablica i), uzbrojony w głowicę ustawioną prostopadle do powierzchni stołu oraz talerzykowy podajnik proszku, podający spoiwo lutownicze w osi złącza, pod kątem 45° w stosunku do powierzchni łączonych blach, rysunek 1. do wykonania złączy zakładkowych użyto blach o wymiarach 1,0x150x100 mm wykonanych ze stali miękkiej niestopowej przeznaczonej do bezpośredniej obróbki plastycznej gatunku dc04+ze75/75 (wg pn-en 10152:2011) obustronnie elektrolitycznie pokrytych powłoką cynkową o grubości 7,5 µm oraz blach o wielkości 2,0x150x100 mm wytworzonych z aluminium gatunku 1050a (wg pn-en 573-3:2014). skład chemiczny oraz własności wytrzymałościowe materiałów lutospawanych przedstawiono w tablicy ii i tablicy iii. do prób lutospawania użyto proszek aluminium gatunku 1070a (wg normy pn-en 573-3:2014) o granulacji 450 µm, tablica iv. spoiwo o takim składzie chemicznym, przy odpowiednio oczyszczonej powierzchni materiału rodzimego w obszarze łączenia, zapewnia doskonałą spawalność długość fali promienia laserowego 808 [nm] ± 5 [nm] moc wyjściowa 1400 [w] zakres mocy 100÷2000 [w] długość ogniska wiązki lasera 82 [mm] wymiary ogniska wiązki laserowej 1,8 x 6,8 [mm] tablica i. dane techniczne lasera diodowego dużej mocy rofin dl 020 table i. technical data of high power diode laser rofin dl 020 rys. 1. stanowisko badawcze do laserowego lutospawania z laserem diodowym dużej mocy rofin dl020 fig. 1. experimental setup for laser braze welding equipped with a high power diode laser rofin dl020 skład chemiczny [%] c mn p s <0,08 <0,40 <0,03 <0,03 własności mechaniczne re [mpa] rm min. [mpa] a5 min. [%] grubość warstwy cynku, [μm] 140÷220 270÷350 38 7,5 tablica  ii.  skład chemiczny oraz własności mechaniczne ze stali miękkiej niestopowej do bezpośredniej obróbki plastycznej gatunku dc04+ze75/75 obustronnie ocynkowanej elektrolitycznie (wg pn-en10152:2011) table ii. chemical composition and mechanical properties of double-sided electrogalvanized low-carbon sheet steel dc04+ze75/75 (according to pn-en10152:2011) skład chemiczny [%] al fe si zn ti mg mn cu inne 99,5 <0,4 <0,25 <0,07 <0,05 <0,05 <0,05 <0,05 <0,03 własności mechaniczne tablica iii. skład chemiczny oraz własności mechaniczne blachy z aluminium gatunku 1050a (wg normy pn-en 573-3:2014) table iii. chemical composition and mechanical properties of aluminium sheet grade 1050a (according to pn-en 573-3:2014) re [mpa] rm min. [mpa] a5 min. [%] 20 65÷95 26 45przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 i lutowność aluminium i jego stopów. znajduje zastosowanie procesach łączenia technikami spawalniczymi elementów wykorzystywanych w przemyśle chemicznym, spożywczym, elektronice i budownictwie. przy wykonywaniu złączy zakładkowych lutospawanych wysokoenergetycznym laserem diodowym dużej mocy wraz ze spoiwem dodatkowo stosowano dwa rodzaje topników przeznaczonych do lutowania metali lekkich, tablica v. topniki miały na celu poprawę zwilżania powierzchni łączonych blach. ze względu na silnie aktywny charakter odziaływania używanych topników, bezpośrednio po procesie lutospawania konieczne było usunięcie ich pozostałości z powierzchni lutospoiny i połączonych blach. blachy aluminiowe w obszarze poddanym lutospawaniu zostały przygotowane poprzez delikatne zaokrąglenie krawędzi i oczyszczenie powierzchni papierem ściernym do połysku metalicznego, natomiast blachy stalowe odtłuszczano alkoholem etanolowym. przeznaczone do łączenia zakładkowego elementy pozycjonowano względem siebie na stole wyposażonym w oprzyrządowanie mocujące, składające się z klamer usztywniających blachy. każdorazowo blachę aluminiową nakładano na blachę stalową ustalając zakładkę wynoszącą 20 mm. przed przystąpieniem do wykonania próbnych złączy zakładkowych, na podstawie wstępnych prób spawalniczych dobrano parametry procesu lutospawania laserowego wytypowanych blach z zastosowaniem materiału dodatkowego. ustalono optymalną moc wiązki lasera diodowego wynoszącą: 1,4 kw. ogniskową wiązki lasera, mierzącą 0,8 mm, kierowano na krawędź blachy aluminiowej. prędkość lutospawania wynosiła 0,2 m/min, a do ochrony obszaru lutospawanego użyto argonu 5.0, którego natężenie przepływu wynosiło 2,5 dm3/min. prędkość podawania proszku aluminiowego, zapewniająca odpowiednie formowanie lutospoiny, wyniosła 1,0 g/min. wszystkie dobrane parametry zestawiono w tablicy vi. próby lutospawania laserem diodowym cienkiej blachy aluminiowej z blachą ze stali niestopowej obustronnie zawartość składników stopowych [%] al si zn fe ti cu mn mg >99,70 >99,70 <0,07 <0,25 <0,03 <0,03 <0,03 <0,03 tablica iv. skład chemiczny proszku aluminium gatunku 1070a (wg pn-en 573-3:2014) table iv. chemical composition of aluminium powder 1070a (according to pn-en 573-3:2014) nazwa handlowa topnika zakres temperatury   aktywności topnika [°c] substancja pozostałość topnika eutector flux 190 500÷700 biały proszek koroduje alu flux 21 450÷650 biały proszek koroduje tablica v. skład chemiczny oraz własności topników użytych do lutospawania (wg. danych producenta castolin-eutectic) table v. chemical composition and properties of brazing flux used (according to castolin-eutectic) nazwa handlowa topnika zakres temperatury   aktywności topnika [°c] substancja pozostałość topnika eutector flux 190 500÷700 biały proszek koroduje alu flux 21 450÷650 biały proszek koroduje tablica vi. optymalne parametry wykonania różnoimiennych złączy zakładkowych w procesie lutospawania laserowego cienkich blach wytworzonych z aluminium gatunku 1050a oraz stali niestopowej gatunku dc04 obustronnie ocynkowanej elektrolitycznie z zastosowaniem spoiwa w postaci proszku aluminium gatunku 1070a table vi. optimal conditions of laser braze welding of dissimilar lap joints between aluminum thin plate grade 1050a and double-sided electrogalvanized low-carbon sheet steel grade dc04 using aluminum powder 1070a as filler metal ocynkowaną elektrolitycznie przeprowadzono dla następujących przypadków: – z zastosowaniem wyłącznie materiału dodatkowego w postaci proszku aluminium gatunku 1070a; – z zastosowaniem materiału dodatkowego w postaci proszku aluminium gatunku 1070a wraz z topnikiem eutector flux 190 rozpuszczonym w 96% alkoholu etylowym; – z zastosowaniem materiału dodatkowego w postaci proszku aluminium gatunku 1070a wraz z topnikiem alu flux 21 rozpuszczonym w 96% alkoholu etylowym. ocena stabilności przebiegu procesu lutospawania laserowego blach aluminiowych ze stalowymi oraz badania wizualne otrzymanych lutospoin wykazały że: – w trakcie wykonywania złącza zakładkowego z użyciem materiału dodatkowego w postaci proszku aluminium, bez topnika, procesu lutospawania przebiegał prawidłowo i odznaczał się dobrą rozpływnością stopiwa, w wyniku czego, uzyskano lutospoinę o metalicznym połysku wyróżniającą się licem o poprawnym kształcie i gładkiej powierzchni. z obu stron złącza zakładkowego, w obszarze oddziaływania źródła ciepła, nie stwierdzono nadtopienia ani też odparowania warstwy ochronnej cynku z powierzchni blachy stalowej, rysunek 2 a) i 2 b); – podczas wytwarzania złącza zakładkowego z wykorzystaniem spoiwa w postaci proszku aluminium i topnika lutowniczego eutector flux 190 proces stapiania spoiwa spawalniczego przebiegał stabilnie i bez rozprysku. stwierdzono jedynie nieznaczną wklęsłość lica przy akceptowalnej zmianie szerokości lutospoiny. na powierzchni blachy stalowej od strony lica, jak i grani lutospoiny nie zauważono wyraźnego uszkodzenia warstwy ochronnej cynku. zaobserwowano natomiast zjawisko w postaci ciemnego nalotu tworzącego się na czystej powierzchni blachy ocynkowanej, rysunek 2 c) i rys. 2 d); – proces laserowego formowania lutospoiny w złączu zakładkowym z użyciem materiałów dodatkowych obejmujących proszek aluminium i topnik lutowniczy alu flux 21 przebiegał bez zakłóceń. nie zidentyfikowano niezgodności 46 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 kształtu i wymiarów lutospoiny. stwierdzono za to, intensywny ciemny nalot, powstający po obu stronach złącza, na powierzchni lutospoiny oraz blachy aluminiowej i stalowej. od spodu złącza zakładkowego na ocynkowanej blasze stalowej, w miejscu absorbcji wiązki promieniowania laserowego zauważono wyraźnie nadtopienie warstwy cynku, jednakże powłoka ochronna nadal silnie przylegała do powierzchni blachy, rysunek 2 e) i rysunek 2 f).   a)   b)   c)   d)   e)   f) rys. 2. widok złączy zakładkowych uzyskanych w procesie lutospawania laserem diodowym cienkiej blachy aluminiowej gatunku 1050a z blachą ze stali niestopowej gatunku dc04 obustronnie ocynkowaną elektrolitycznie, z zastosowaniem materiału dodatkowego w postaci proszku aluminium gatunku 1070a: a), b) bez topnika; c), d) wraz z topnikiem eutector flux 190; e), f) wraz z topnikiem alu flux 21 fig. 2. a view of lap joints of aluminum thin plate grade 1050a and double-sided electrogalvanized low-carbon sheet steel grade dc04 produced by laser braze welding using aluminum powder 1070a as filler metal: a), b) without brazing flux; c),d) with eutector flux 190; e), f) with alu flux 21 podczas procesu lutospawania nie zaobserwowano odkształceń spawalniczych łączonych blach. w każdym przypadku, występowało całkowite zwilżalnie materiałów łączonych przez stopiwo. lutospoina w pełni wypełniała rowek spawalniczy, a warstwa ochronna cynku na powierzchni blachy stalowej z obu stron złącza zakładkowego nie została uszkodzona. w złączach nie występowały niezgodności typu pęknięcia zewnętrzne, przyklejenia lub brak wypełnienia rowka spawalniczego, które zaliczane są do wad niedopuszczalnych i niekwalifikujących złącza do eksploatacji. badania metalograficzne przeprowadzono w celu oceny poprawności wykonania złączy w skali makro i mikroskopowej. przygotowanie próbek pobranych ze złącza różnoimiennego do obserwacji metalograficznych wymagało zastosowania złożonej procedury polerowania i trawienia. przed badaniami makroskopowymi stal niestopową obustronnie ocynkowaną gatunku dc04 wytrawiono odczynnikiem nital (3% kwasu azotowego w alkoholu etylowym). do trawienia lutospoiny i blachy aluminiowej użyto odczynnik tuckera (50 g cu, 400 ml hcl, 300 ml hno3, 300 ml h2o). do badań mikrostruktury stal ocynkowaną poddano trawieniu nitalem, natomiast części aluminiowe próbki trawiono roztworem 0,5 ml hf z 99,5 ml h2o. zdjęcia makrostruktury złączy wraz z obrazami mikrostruktury przedstawiającymi obszary materiału rodzimego, swc, linie przejścia lutospoiny i materiału łączonego, rysunek 3÷5.   a)   b)   c)   d)   e) rys. 3. widok makrostruktury i mikrostruktury próbki pobranej ze złącza zakładkowego aluminium gatunku 1050a ocynkowana stal niestopowa gatunku dc04, lutospawanego laserowo z zastosowaniem proszku aluminium gatunku 1070a bez użycia topnika (aluminium u góry, stal u dołu): a) makrostruktura złącza; b), c), d), e) mikrostruktura obszarów styku lutospoiny z ocynkowaną stalą niestopową fig. 3. macro and microstructure of the lap joint of aluminum plate grade 1050a (upper plate) and galvanized low-carbon sheet steel grade dc04 (bottom plat) produced by laser braze welding using aluminum powder 1070a as filler metal, without brazing flux; a) macrostructure of the joint; b),c),d),e) micrographs taken from the contact area of the brazed seam to the galvanized steel sheet (regions marked in the macrograph) na podstawie zdjęć zgładów metalograficznych pobranych z różnoimiennych złączy zakładkowych blachy aluminiowej gatunku 1050a z obustronnie ocynkowaną blachą ze stali niestopowej gatunku dc04 lutospawanych laserem diodowym ze spoiwem w postaci proszku aluminiowego gatunku 1070a bez i z użyciem topnika lutowniczego zaobserwowano różnorodność połączenia w każdej z badanych próbek. strukturę aluminium gatunku 1050a stanowił roztwór stały α, a stali niestopowej gatunku dc04 drobne ziarna ferrytu ze śladowymi ilościami perlitu. w złączu wykonanym bez użycia topnika, rysunek 3, stwierdzono prawidłowy kształt przekroju poprzecznego lutospoiny, wolny od pęcherzy gazowych. zidentyfikowano natomiast pasmowe wtrącenia w lutospoinie, znajdujące się tuż nad powierzchnią ocynkowanej blachy stalowej i biegnące równolegle do linii przejścia lutospoiny w materiał rodzimy, rysunek 3b) i 3c). ponadto, odnotowano pęknięcie pomiędzy blachą ocynkowaną, a lutospoiną przedstawione na rysunku 3e). w blasze stalowej poniżej powłoki cynku zaobserwowano wąską swc o strukturze powiększonych ziaren ferrytu z bainitem. na rysunku 3d) przedstawiono niezidentyfikowane wtrącenia iglaste wnikające w lutospoinę. w złączu wykonanym z użyciem proszku aluminium i topnika lutowniczego eutector flux 190 zaobserwowano nieregularny kształt przekroju poprzecznego lutospoiny pozbawiony pęknięć, rysunek 4a). linia przejścia między lutospoiną i blachą aluminiową charakteryzowała się dużą regularnością, praktycznie bez nadtopienie krawędzi materiału rodzimego, rysunek 4b). prawa strona rysunek 4b) ukazuje strukturę z dendrytycznymi wydzieleniami roztworu stałego aluminium α na tle drobnoziarnistej eutektyki, natomiast 47przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016   a)   b)   c)   d)   e) rys. 4. widok makrostruktury i mikrostruktury próbki pobranej ze złącza zakładkowego aluminium gatunku 1050a ocynkowana stal niestopowa gatunku dc04 lutospawanego laserowo z zastosowaniem proszku aluminium gatunku 1070a i topnika lutowniczego eutector flux 190 (aluminium u góry, stal u dołu): a) makrostruktura złącza; b) mikrostruktura obszaru styku lutospoiny z aluminium; c), d), e) mikrostruktura obszarów styku lutospoiny z ocynkowaną stalą niestopową fig. 4. macro and microstructure of the lap joint of aluminum plate grade 1050a (upper plate) and galvanized low-carbon sheet steel grade dc04 (bottom plat) produced by laser braze welding using aluminum powder 1070a as filler metal and brazing flux eutector flux 190; a) macrostructure of the joint; b) micrograph taken from the contact area of the brazed seam to the aluminium sheet; c),d),e) micrographs taken from the contact area of the brazed seam to the galvanized steel sheet po lewej stronie zaobserwować można materiał rodzimy będący roztworem stałym aluminium α z pewną ilością perytektyk. rysunek 4c) przedstawia podłużne, iglaste wtrącenia, których na poziomie zdjęć mikrostruktury złącza nie zidentyfikowano. w lutospoinie widoczne były również podłużne wtrącenia, jakby oderwane z powierzchni blachy ocynkowanej, rysunek 4d) i rysunek 4e). zauważono również, że przy granicy międzyfazowej stal ocynkowana materiał lutospoiny, powłoka cynku w pewnym stopniu rozpuszcza się w ciekłym stopiwie bez nadtopienia stalowego podłoża. złącze wykonane przy współudziale topnika lutowniczego alu flux 21 posiadało wszystkie charakterystyczne zmiany w strukturze występujące w wyżej omawianych połączeniach, rysunek 5. jednakże, ilość pęknięć występujących w lutospoinie, przy powierzchni ocynkowanej blachy stalowej była znacznie większa. brak bardziej szczegółowej identyfikacji występujących w lutospoinie niezgodności, spowodował konieczność przeprowadzenia dokładniejszych badań powstałych wtrąceń oraz charakteru pęknięć z zastosowaniem skaningowego mikroskopu elektronowego (sem). na obrazie sem próbki pobranej ze złącza zakładkowego wykonanego z użyciem proszku aluminium i topnika lutowniczego eutector flux 190, rysunek 6, przedstawiono obszar zewnętrznego naroża lutospoiny znajdujący się przy powierzchni ocynkowanej blachy stalowej. w analizowanym obszarze lutospoiny obok aluminium stwierdzono także wysoką zawartość cynku ok. 21 % oraz podwyższone stężenie żelaza ok. 12%. powodem obecności metali w aluminiowej osnowie lutospoiny było stopienie powłoki cynkowej i częściowe nadtopienie materiału rodzimego.   a)   b)   c)   b)   c) rys.  5.  widok makrostruktury i mikrostruktury próbki pobranej ze złącza zakładkowego aluminium gatunku 1050a ocynkowana stal niestopowa gatunku dc04 lutospawanego laserowo z zastosowaniem proszku aluminium gatunku 1070a i topnika lutowniczego alu flux 21 (aluminium u góry, stal u dołu): a) makrostruktura złącza; b) mikrostruktura obszaru styku lutospoiny z ocynkowaną stalą niestopową i aluminium; c), d), e) mikrostruktura obszarów styku lutospoiny z ocynkowaną stalą niestopową fig. 5. macro and microstructure of the lap joint of aluminum plate grade 1050a (upper plate) and galvanized low-carbon sheet steel grade dc04 (bottom plat) produced by laser braze welding using aluminum powder 1070a as filler metal and brazing flux alu flux 21; a) macrostructure of the joint; b) micrograph taken from the contact area of the brazed seam between the galvanized steel and aluminium sheet; c),d),e) micrographs taken from the contact area of the brazed seam to the galvanized steel sheet rys. 6. obraz sem złącza zakładkowego aluminium gatunku 1050a ocynkowana stal niestopowa gatunku dc04 lutospawanego laserowo proszkiem aluminiowym gatunku 1070a z użyciem topnika lutowniczego eutector flux 190 (pow. 850x) oraz mikroanaliza składu chemicznego w obszarze pomiaru znajdującym się w lutospoinie przy powierzchni blachy stalowej fig. 6. sem image of the lap joint of aluminum plate grade 1050a and galvanized low-carbon sheet steel grade dc04 produced by laser braze welding using aluminum powder 1070a as filler metal and brazing flux eutector flux 190 (magnification 850x) and eds microanalysis taken form region in the brazed seam adjacent to the galvanized steel sheet rysunki 7÷8 przedstawiają obszar lutospoiny z podłużnymi wtrąceniami usytuowanymi nad powierzchnią blachy stalowej, rysunek 4 d) i e). we wszystkich analizowanych punktach stwierdzono obecność żelaza mieszczącą się w przedziale od 35% do 43%. obraz sem przedstawiony na rysunek 9 ukazuje obszar przejścia lutospoiny w materiał rodzimy blachę aluminiową gatunku 1050a. stanowił on 48 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 5/2016 w ok. 88% roztwór stały aluminium α, oraz pochodzące z nadtopionej ocynkowanej blachy stalowej, rozpuszczone rys. 7. obraz sem złącza zakładkowego aluminium gatunku 1050a ocynkowana stal niestopowa gatunku dc04 lutospawanego laserowo proszkiem aluminiowym gatunku 1070a z użyciem topnika lutowniczego eutector flux 190 (pow. 1000x) oraz mikroanaliza składu chemicznego w punkcie pomiaru położonym na wtrąceniu znajdującym się w lutospoinie fig. 7. sem image of the lap joint of aluminum plate grade 1050a and galvanized low-carbon sheet steel grade dc04 produced by laser braze welding using aluminum powder 1070a as filler metal and brazing flux eutector flux 190 (magnification 1000x) and eds point analysis taken form a precipitation in the brazed seam w nim żelazo, magnez i cynk o zawartości wynoszącej odpowiednio 6%, 4% i 2% rys. 8. obraz sem złącza zakładkowego aluminium gatunku 1050a ocynkowana stal niestopowa gatunku dc04 lutospawanego laserowo proszkiem aluminiowym gatunku 1070a z użyciem topnika lutowniczego eutector flux 190 (pow. 5000x) oraz mikroanaliza składu chemicznego w punkcie pomiaru położonym na wtrąceniu znajdującym się w lutospoinie fig. 8. sem image of the lap joint of aluminum plate grade 1050a and galvanized low-carbon sheet steel grade dc04 produced by laser braze welding using aluminum powder 1070a as filler metal and brazing flux eutector flux 190 (magnification 5000x) and eds point analysis taken form a precipitation in the brazed seam rys. 9. obraz sem złącza zakładkowego aluminium gatunku 1050a ocynkowana stal niestopowa gatunku dc04 lutospawanego laserowo proszkiem aluminiowym gatunku 1070a z użyciem topnika lutowniczego eutector flux 190 (pow. 5000 x) oraz mikroanaliza składu chemicznego w obszarze pomiaru znajdującym się w lutospoinie przy powierzchni blachy aluminiowej fig. 9. sem image of the lap joint of aluminum plate grade 1050a and galvanized low-carbon sheet steel grade dc04 produced by laser braze welding using aluminum powder 1070a as filler metal and brazing flux eutector flux 190 (magnification 5000x) and eds microanalysis taken form region in the brazed seam adjacent to the aluminium sheet literatura [1] gawrysiuk w.: technologia lutospawania łukowego. zalecenia technologiczne i przemysłowe przykłady zastosowania, biuletyn instytutu spawalnictwa 3 (2005) 35-40. [2] różański m., gawrysiuk w.: lutospawanie mig/mag blach ocynkowanych i przykłady trudno spawalnych układów materiałowych, przegląd spawalnictwa 9 (2007) 7-12. [3] gawrysiuk w., pfeifer t., winiowski a.: charakterystyka technologii lutospawania łukowego mig/mag, przegląd spawalnictwa 2-3 (2005) 17-20. [4] białucki p., ambroziak a., derlukiewicz w., lange a., bednarek t.: wpływ lutospawania łukowego na właściwości złączy stali ocynkowanej ogniowo, przegląd spawalnictwa 9 (2013) 20-28. podsumowanie technologia lutospawania laserem diodowym dużej mocy materiałów różnoimiennych, w postaci cienkich blach wykonanych z aluminium gatunku 1050a i ocynkowanej stali niestopowej gatunku dc04 ułożonych na zakładkę, z użyciem spoiwa w postaci proszku aluminium gatunku 1070a charakteryzuje się dużą stabilnością przebiegu procesu i zapewnia formowanie lutospoin poprawnych pod względem kształtu i wymiarów. wiązka promieniowania laserowego absorbowana przez stal niestopową nie powoduje uszkodzenia cynkowej powłoki ochronnej, w stopniu wpływającym na pogorszenie jej zabezpieczenia antykorozyjnego. na podstawie badań wizualnych złączy nie jest możliwe zidentyfikowanie istotnych niezgodności spawalniczych. jednakże, lutospoiny aluminiowe nie są wolne od niezgodności wewnętrznych w postaci wtrąceń i pęknięć. pęknięcia w lutospoinach mają charakter pęknięć kruchych spowodowanych występowaniem kruchej fazy międzymetalicznej. żelazo w znikomych ilościach rozpuszcza się w aluminium, dlatego tworzy, występujące w postaci wolnej, kruche fazy międzymetaliczne np. fe3-al lub fe-al, które wpływające na pogorszenie własności plastycznych lutospoiny. rozpuszczalność cynku w roztworze stałym aluminium α jest również niewielka, z tego względu należy przypuszczać, że większa jego ilość przechodzi do roztworu w postaci wtrąceń tlenkowych np. zno, al2o4zn czy fe2o4zn. wykonanie złącza zakładkowego o akceptowalnym poziomie jakości w technologii lutospawania laserowego z materiałem dodatkowym w postaci proszku aluminium jest trudne i wymaga sterowania ilością ciepła wprowadzanego do złącza, w sposób nie powodujący nadtopienia blachy stalowej. [5] matusiak j., czworonóg b., pfeifer t.: spawanie i lutospawanie niskoenergetycznymi metodami mig/mag przeznaczonymi do łączenia materiałów i elementów wrażliwych na ciepło, biuletyn instytutu spawalnictwa 6 (2007) 41-46. [6] ogura t., saito y., ueda k., hirose a.: evaluation of interfacial microstructures in dissimilar joints of aluminum alloys to steel using nanoindentation technique, journal of physics: conference series 165 (2009) 012016, doi:10.1088/1742-6596/165/1/012016. [7] de dompablo m.: nowe rozwiązania w technologii spawania coldarc i forcearc, przegląd spawalnictwa 7-8 (2009) 12-17. [8] różański m.: nowoczesne metody lutospawania, przegląd spawalnictwa 9 (2010) 24-28. 13welding technology review vol. 90 9/2018 the influence of glow-discharge nitriding on the properties of thermally sprayed steel coatings dr hab. inż. tomasz babul, prof. imp; mgr inż. anna olbrycht; inż. szymon pawlik; inż. janusz trojanowski – institute of precision mechanics, warsaw, poland; corresponding author: anna.olbrycht@imp.edu.pl abstract hybrid technologies are one of the directions of materials engineering development. they contribute to the subject of research on improving the performance of thermally sprayed steel coatings by thermo-chemical treatment. the paper presents the test results of arc spraying stainless steel coatings and then glow-discharge nitrided. the glow-discharge nitriding was performed with the following parameters: at 450 °c for 6 hours and at 530 °c for 4 hours. the results of the following tests are described and presented: metallographic (sem), qualitative and quantitative analysis point eds, measurement of hardness hv, hardness distribution, measurement of roughness parameters (ra, rz), wear resistance by the amsler method. the results showed that the glow-discharge nitriding increases the hardness and the frictional wear resistance of thermal sprayed stainless steel x46cr13 and x2crni18-9 coatings. the hybrid technology, combining thermal spraying of martensitic stainless steel x46cr13 and glow-discharge nitriding at 530 °c for 4 hours, provides formation of a coating with the highest hardness and wear resistance of all the tested coatings. this coating can be applied to the regeneration of machine parts, which are required to have particularly high useful properties. keywords: thermal spraying; arc spraying; glow-discharge nitriding; coating x46cr13; coating x2crni18-9; vickers hardness; wear resistance; amsler method introduction thermal spraying technology is used to apply coatings on new machine parts in order to improve the usable properties of their surfaces or to regenerate worn parts [1÷8]. as a result of regeneration, the parts are repaired and their dimensions are restored, their durability is significantly increased, and thus the life of the device, part of which is covered by the coating [9], becomes longer. a thermally sprayed stainless steel, especially austenitic steel used for regeneration often have too low hardness and abrasion resistance. in order to increase the properties of thermal sprayed coatings, one of the surface engineering technologies can be used. such technology, improving both mechanical properties, e.g. hardness, resistance to wear, as well as anti-corrosion properties of the surface layers by modification of its chemical composition and microstructure is called glow-discharge nitriding. the glow-discharge nitriding technology is more and more widely used in industry as an effective tomasz babul, anna olbrycht, szymon pawlik, janusz trojanowski and economical method of increasing the usable properties of machine parts and tools. the advantage of this method is the ability to precisely regulate the structure of the nitrided layer, conduct the process at a temperature of as little as 400 °c, and the ability to regulate the phase composition of the produced layers by changing the chemical composition of the reactive atmosphere, which allows the production of composite layers in one technological process. the economic competitiveness in relation to classic gas technologies results from the low consumption of electricity and gas atmosphere components, and in particular from the reduction of costs of labor-intensive finishing operations due to minimum dimensional changes [10÷12]. there are very few papers in national and world literature on the use of hybrid technology that combines two technologies of surface engineering: thermal spraying and glow-discharge nitriding. l. berkowski studied selected regenerative doi: http://dx.doi.org/10.26628/ps.v90i9.942 14 welding technology review vol. 90 9/2018 coatings applied by various methods nitrided with gas as well as glow-discharge [13]. he stated, that after glow-discharge nitriding at 520 °c for 8 hours, the coating of 4h13 steel sprayed with an arc method increases the hardness by about 600 hv0.1, while the coating resistance to friction wear does not change. paper [14] presents the results of tests of coatings sprayed thermally with 40h13 and h18n10t wires, which are then subjected to glow-discharge nitriding in various process parameters. a significant increase in hardness and abrasion resistance of coatings after glow-discharge nitriding was found. in the paper [15], plasma-sprayed austenitic 316l corrosion-resistant steel was tested after low-temperature nitriding. a layer made of nitride phase „s” (s-phase), also known as expanded austenite, which increases the hardness of the surface while maintaining corrosion resistance, was found. the paper investigates the effect of the glow-discharge nitriding process, with different process parameters, on the microstructure and properties of the thermally sprayed stainless steel coatings. research methodology coatings were sprayed using ø2.5 mm steel wires: auste nitic x2crni18-9 (1.4307/304l)(c <0.03%, si <1.0%, mn <2.0%, cr 17.5÷19 , 5%, ni 8.00÷10.5%) and martensitic x46cr13 (1.4034/4h13) (c 0.45%, mn 0.5%, si 0.6%, cr 13.5%, mo 0.5%, v 0.2%). an ld-u2 type arc spray gun manufactured by osu -maschinenbau was used to spray the coatings. the coatings were sprayed on two types of samples: for steel samples 42crmo4 (1.7225/40hm) ø25 mm (for metallographic and hardness tests) and for samples made of x2crni18-9 steel with dimensions of 25 x 10 x 4 mm (for tribological tests). prior to spraying, the samples were blasted using an electrocorundum with a granularity of 14 to obtain the surface cleanliness of sa3 and the roughness of ry5 – 45 μm. the thermally sprayed coatings were then subjected to glow-dischar ge nitriding under n2:h2 athmosphere at a ratio of 30%:70% at the cathode potential with the following parameters: at 450 °c for 6 hours and at 530 °c for 4 hours. before nitriding, thermally coated surfaces were grinded. the observation of the structure of thermal sprayed coatings as well as the qualitative and quantitative analysis was performed using a hitachi s-3500n scanning microscope equipped with an eds x-ray spectrometer. the measurement of hardness on the surface of the coatings was made using the struers dura scan 70 hardness testing machine. wear resistance due to friction was determined on the friction-wear machine a-135 of the type amsler in accordance with the pn-82/h-04332 standard [16] in system of a plate (sample) with a thermally sprayed coating with dimensions of 25 x 10 x 4 mm and a roll (counter-sample) made of 40h tempered steel, hardness of ~30 hrc. the rotational speed of the roll was 200 rpm. the test was performed under sliding friction conditions using lux10 oil and 20 dan load. the width and depth of traces of wear were measured with an accuracy of 0.01 mm using an optical microscope. the roughness parameters ra and rz of thermally sprayed grinded coatings before and after nitriding were determined by means of the time tr100 instrument with the measuring range ra 0.05÷15.0 μm and rz 0.10÷50.0 μm. test results metallographic tests figure 1 shows photos of microstructures of x46cr13 and x2crni18-9 steel arc sprayed coatings: a, b) without nitriding; c, d) nitrided at 450 °c for 6 hours; e, f) nitrided at 530 °c for 4 hours. the pictures show the structure typical for thermally sprayed coatings. the coatings have a compact structure and are characterized by a good connection to the substrate. in the x46cr13 steel coating, after nitriding at 530 °c for 4 hours, a somewhat darker surface layer with a thickness of approx. 40 μm is observed on the surface (fig. 1e). this may indicate the presence of a nitrogen-saturated diffusion zone in the coating. the existence of this zone is confirmed by the results of qualitative and quantitative analysis performed using a scanning electron microscope equipped with eds. the presence of nitrogen was found at a depth of approx. 50 μm (1.74% wt.) and at a depth of 5 μm – 6.78% wt. nitrogen (fig. 2). an equally deep diffusion of nitrogen was found in the case of nitriding x2crni18-9 steel coatings at 530 °c for 4 hours, however, the analysis carried out in three places indicates that it is uneven. on the other hand, low-temperature nitriding at 450 °c for 6 hours of thermally sprayed coating made of x46cr13 steel causes nitrogen penetration to a depth of approx. 16 μm (2.92% wt.). the highest nitrogen content was found at a depth of 2.5 μm (5.03% wt.). the depth of diffusion of nitrogen into the thermally sprayed of x2crni18-9 steel after nitriding at 450 °c for 6 hours is lower than for x46cr13 steel and amounts to approx. 5 μm (3.31% wt.). a very thin layer was observed on the surface of the coating, in which the nitrogen content was 5.93% wt. (fig. 3). it is known from the literature that this is so-called s phase, created on the surface of austenitic steel during low-temperature nitriding, which is a supersaturated solution of nitrogen in the austenite network [12,15]. hardness measurements the analysis of results of hv0.1 hardness measurements made on the surface of thermally sprayed steel coatings x46cr13 before and after nitriding indicates that glow-discharge nitriding greatly increases the hardness of the tested coatings (fig. 4). the highest hardness 1165 hv0.1 was obtained after nitriding at 450 °c for 6 hours, slightly lower 1108 hv0.1 after nitriding at 530 °c for 4 hours. nitriding of thermally sprayed coatings from x2crni18-9 steel at 530 °c for 4 hours causes more than twice the incre ase in hardness on its surface to 1114 hv0.1, while the hardness of hv0.1 on the surface of the coating after nitriding at 450 °c for 6 hours increased only at 11%. to explain this phenomenon, an additional measurement of hardness was performed at a lower load – 10 g, it amounted to 1048 hv0.01. this testifies to the existence of a hard, but very thin layer on the surface of the coating, so-called phase s formed on the surface of austenitic steel during low-temperature nitriding. the existence of this layer is confirmed by the photos taken on the scanning microscope and analysis of the chemical composition, showing the content of nitrogen in this layer within about 6% wt. hardness distributions made on metallographic specimens show that only glow-discharge nitriding at 530 °c for 4 ho urs of heat-treated coating with x46cr13 causes an increase in hardness not only on its surface, but also at a depth of approx. 50 μm (fig. 5). these results coincide with the results of qualitative and quantitative eds analysis. it was found that in this sample nitrogen penetrates to a depth of approx. 50 μm. tribological tests the tests carried out with the amsler a-135 wear-resistant machine showed an increase in wear resistance due to the friction of x46cr13 and x2crni18-9 thermally sprayed coatings after glow-discharge nitriding. figures 6 and 7 show 15welding technology review vol. 90 9/2018 the average wear value z (wear depth) depending on the friction time of the thermally sprayed steel coatings x46cr13 and x2crni18-9 without nitriding and with nitriding. glow-discharge nitriding at 450 °c for 6 hours of thermally sprayed x46cr13 steel coatings resulted in a twofold increase in wear resistance. an even better result was obtained after nitriding at 530 °c for 4 hours – a fourfold increase in wear resistance. the thermal spray coating made of x2crni18-9 steel before nitriding has a higher wear resistance than the x46cr13 steel coating before nitriding (fig. 7). after glow-discharge nitriding, the wear resistance of the friction increases, reaching a similar value as for the x46cr13 steel coating after nitriding. the best wear resistance of the x2crni18-9 steel coating was found, similar to the x46cr13 steel sprayed coating, after nitriding at 530 °c for 4 hours. the measurement of roughness parameters ra and rz indicates a slight increase in the roughness of the thermally sprayed coatings from steel x46cr13 and x2crni18-9 after glow-discharge nitriding (tab. i). fig. 1. microstructure of non-etched thermally sprayed coatings of x46cr13 and x2crni18-9 steel on 42crmo4 steel: a), b) without nitriding; c), d) nitrided at 450 °c, 6 h; e), f) nitrided at 530 °c, 4 h x46cr13, without nitriding x46cr13, nitrided at 450 °c, 6 h x46cr13, nitrided at 530 °c, 4 h x2crni18-9, without nitriding x2crni18-9, nitrided at 450 °c, 6 h x2crni18-9, nitrided at 530 °c, 4 h a) b) c) d) e) f) 16 welding technology review vol. 90 9/2018 fig. 3. coating sprayed of x2crni18-9 steel after nitriding at 450 °c, 6 h: a) sem images of the test sample; b) sem images of the test sample with marking of the analyzed points; c) eds spectrum of point 1; d) analysis of chemical composition (results of point analysis) fig. 2. coating sprayed of x46cr13 steel after nitriding at 530 °c, 4 h: a) sem images of the test sample; b) sem images of the test sample with marking of the analyzed points; c) eds spectrum of point 1; d) analysis of chemical composition (results of point analysis) c n o si cr fe pr24d(1)_pt1 6,76 5,61 10,03 77,60 pr24d(1)_pt2 10,22 2,68 11,19 75,92 pr24d(1)_pt3 8,69 13,32 12,58 65,41 pr24d(1)_pt4 6,94 2,50 11,88 78,68 pr24d(1)_pt5 9,13 1,74 9,24 79,90 pr24d(1)_pt6 8,11 14,43 22,99 54,47 pr24d(1)_pt7 10,20 11,86 77,93 pr24d(1)_pt8 9,94 0,27 10,89 78,91 1 4 5 6 7 8 3 2 a) b) c) d) c n o si cr mn fe ni pr12c(1)_pt1 7,48 5,93 0,20 13,52 0,95 61,02 10,90 pr12c(1)_pt2 7,12 3,31 0,16 15,93 63,36 10,12 pr12c(1)_pt3 6,74 0,47 17,95 1,80 63,47 9,58 pr12c(1)_pt4 10,44 0,52 18,21 62,08 8,74 pr12c(1)_pt5 8,48 0,48 17,49 1,65 61,40 10,50 pr12c(1)_pt6 5,20 15,94 0,26 19,00 1,27 53,96 4,38 pr12c(1)_pt7 8,99 0,65 18,15 61,96 10,25 pr12c(1)_pt8 6,98 0,39 18,26 64,27 10,11 1 4 5 6 7 83 2 b) c) d) a) 17welding technology review vol. 90 9/2018 fig. 4. microhardness hv0.1 of coatings sprayed of x46cr13 and x2crni18-9: 1 – before nitriding; 2 – after nitriding at 450 °c, 6 h; 3 – after nitriding at 530 °c, 4 h fig. 5. distribution of hv0.05 microhardness on a sample with thermally sprayed coating of x46cr13 nitrided at 530 °c, 4 h fig. 6. average wear value of thermally sprayed coatings made of x46cr13 steel without nitriding and nitrided at 450 °c, 6 h and at 530 °c, 4 h depending on the time of friction fig. 7. average wear value of thermally sprayed coatings made of x2crni18-9 steel without nitriding and nitriding at 450 °c, 6 h and at 530 °c, 4 h depending on the time of friction table i. roughness parameters of thermally sprayed coatings before and after glow-discharge nitriding coating before nitriding nitriding at 450 °c, 6h nitriding at 530 °c, 4h ra [µm] rz [µm] ra [µm] rz [µm] ra [µm] rz [µm] x46cr13 0.38 2.97 0.41 3.9 0.51 4.00 x2crni18-9 0.43 2.83 0.47 3.80 0.46 3.46 friction time t [min] 4 3,5 2,5 1,5 0,5 3 2 1 0 15 4530 60 without nitriding n. at 450 °c, 6 h n. at 530 °c, 4 h coating x46cr13 a ve ra ge w ea r va lu e z [µ m ] without nitriding n. at 450 °c, 6 h n. at 530 °c, 4 h coating x2crni18-9 friction time t [min] 2,5 1,5 0,5 3 2 1 0 15 4530 60 1 1400 600 1000 200 1200 400 800 0 32 x46cr13 x2crni18-9 m ic ro ar dn es s h v 0. 1 distance from the surface [µm] m ic ro ha rd ne ss h v 0. 05 conclusions 1. the glow-discharge nitriding increases the hardness and wear resistance due to the friction of the x46cr13 and x2crni18-9 stainless steel thermally sprayed coatings. 2. glow-discharge nitriding at 530 °c for 4 h of thermally sprayed x46cr13 steel coatings creates a surface diffusion layer with a thickness of approx. 50 μm, characterized by high hardness (1108 hv0.1) and very good resistance to wear due to friction. similar hardness and wear resistance were obtained for x2crni18-9 sprayed coatings after glow-discharge nitriding, but diffusion of nitrogen into the coating was uneven. 3. after low-temperature glow-discharge nitriding at 450 °c for 6 hours of thermally sprayed x46cr13 steel coatings, the surface hardness increases to 1165 hv0.1. it also increases resistance to friction wear, but it is lower than after nitriding at 530 °c for 4 hours. however, on the surface of the x2crni18-9 sprayed coating, a very thin, hard layer (1048 hv0.01) is created with a similar wear resistance as in the x46cr13 steel coating. a ve ra ge w ea r va lu e z [µ m ] 18 welding technology review vol. 90 9/2018 references [1] w. milewski, nowoczesne kierunki rozwoju technologii natryskiwania cieplnego, 44. naukowo-techniczna konferencja spawalnicza „postęp i innowacje w spawalnictwie” wrocław 2002. [2] w. żórawski, nowe kierunki rozwoju natryskiwania cieplnego w produkcji części maszyn, inżynieria powierzchni (2011), nr 3, 10-17. [3] t. hejwowski, nowoczesne powłoki nakładane cieplnie odporne na zużycie ścierne i erozyjne. monografia, politechnika lubelska, lublin 2013. [4] w. milewski, a. nakonieczny, a. olbrycht, dotychczasowe doświadczenia z przemysłowego zastosowania w polsce powłok ochronnych natryskiwanych cieplnie, ochrona przed korozją (2011), nr 7, 435-437. [5] t. babul, możliwości natryskiwania uddp+ni na stal 17crnimo6, przegląd spawalnictwa (2009), vol. 81(9), 86-89. [6] t. babul, podstawy procesu natryskiwania detonacyjnego powłok nicrbsi i wc/co. monografia, instytut mechaniki precyzyjnej, warszawa, 2011. [7] a. olbrycht, powłoki metalowe jako zabezpieczenie antykorozyjne konstrukcji stalowych, przegląd spawalnictwa (2014), vol. 86(2), 2-6. [8] w. milewski, a. olbrycht, s. pawlik: wpływ rodzaju układu rozpylającego i sposobu natryskiwania na koszty wykonania powłok natryskanych łukowo, przegląd spawalnictwa (2012), vol. 84(9), 14-19. [9] j. wojdak, p. sędłak, p. wanke, t. stawicki, analiza rozwoju metod regeneracji części maszyn w aspekcie przemian gospodarczych, inżynieria rolnicza (2009), 1(110), 347-352. [10] t. borowski, j. kamiński, j. trojanowski, t. wierzchoń, analiza struktury i właściwości warstw azotowanych wytworzonych na stali 316l w różnych obszarach wyładowania jarzeniowego, archiwum technologii maszyn i automatyzacji (2010), vol. 30(3), 69-77. [11] p. wach, a. ciski, j. tacikowski, t. babul, s. tirak, p. šuchmann, możliwości obróbki cieplnej warstw azotowanych wytworzonych na stalach, inżynieria powierzchni (2017), nr 1, 48-54. [12] j. flis, azotowanie plazmowe i jego wpływ na odporność korozyjną stali nierdzewnych, ochrona przed korozją (2005), nr 4, 86-89. [13] l. berkowski, właściwości azotowanych powłok regeneracyjnych, obróbka plastyczna metali (2011), t. xxii nr 1, 15-29. [14] a. byeli v., m.a. belotserkovskii, v.a. kukareko, microstructure and wear resistance of thermal sprayed steel coatings ion beam implanted with nitrogen, wear (2009), 267, 1757-1761. [15] s. adach, n. ueda, formation of s-phase layer on plasma sprayed aisi 316l stainless steel coating by plasma nitriding at low temperature, thin solid films (2012), 523, 11-14. [16] pn-82/h-04332 badania wytrzymałościowe metali – badanie zużycia metali lub ich warstw dyfuzyjnych w procesie tarcia ślizgowego przy stałym nacisku na maszynie amslera. 201204_pspaw.pdf 22 przegląd spawalnictwa 4/2012 łukasz mazur aleksander warsz wpływ zawartości gazów na właściwości złączy blach ze stopu tytanu grade 12 spawanych metodą tig the influence of content of gases on properties  of titanium grade 12 tig welded joints  mgr inż. łukasz mazur, iwe, mgr inż. aleksander warsz, iwi – warexim, gliwice. streszczenie w artykule przedstawiono właściwości mechaniczne, fizyczne i plastyczne oraz przykłady zastosowań wybranych gatunków tytanu i stopów tytanu. zbadano zawartości azotu, tlenu i wodoru w złączach spawanych i materiale podstawowym ze stopu tytanu ti0,7ni0,3mo (grade 12). przedstawiono główne źródła zanieczyszczeń jeziorka metalu przez azot, tlen i wodór oraz ich wpływ na właściwości mechaniczne złącza. omówiono sposoby zapobiegania przed dostępem azotu, wodoru i tlenu do jeziorka spawalniczego. abstract the mechanical, physical and plastic properties as well as application examples of selected titanium and titanium alloys grades were introduced in this paper. content of nitrogen, oxygen and hydrogen in weld joint and parent metal of ti0,7ni0,3mo titanium alloy were measured. main sources of gases like nitrogen, oxygen and hydrogen as contamination of weld pool causing lowering of mechanical properties were discussed. preventing method against of introducing gases like nitrogen, hydrogen and oxygen into weld pool were discussed. wstęp tytan należy do metali często występujących w skorupie ziemskiej. pomimo to tytan jest stosunkowo drogi, z uwagi na problemy z otrzymywaniem go w czystej postaci, co jest związane z wysoką jego reaktywnością. do głównych zalet tytanu można zaliczyć najkorzystniejszy stosunek masy do wytrzymałości oraz wysoką odporność na środowiska korozyjne, np.: wodę morską, zasady, kwasy organiczne, chlor w postaci gazowej i rozcieńczone kwasy: solny i siarkowy. tytan bardzo szybko jest roztwarzany przez stężone kwasy nieorganiczne, szczególnie kwas azotowy czy fluorowodorowy [1÷6]. przykłady zastosowań tytanu w technice przedstawiono na rysunku 1. mimo wysokiej ceny szczególne zastosowanie znalazł on w przemyśle kosmicznym i lotniczym, m.in. do produkcji wahadłowców i silników odrzutowych. ze względu na niższą od stali nierdzewnej i niklu gęstość oraz brak powodowania jakichkolwiek reakcji alergicznych i dobrą tolerancję przez żywe organizmy tytan znalazł zastosowanie w medycynie do produkcji implantów medycznych, endoprotez, a także w jubilerstwie (rys. 2, 3). na uwagę zasługuje również możliwość barwienia tytanu oraz uzyskiwania szerokiej gamy kolorów, co nadaje elementom wykonanym z tytanu atrakcyjny wygląd (rys. 3). kolory, jakie powstają na powierzchni tytanu, stanowią również istotną informację dla spawalników. o występowaniu konkretnej barwy decyduje grubość warstwy tlenkowej, która zależy od czasu i temperatury wytrzymania tytanu w atmosferze powietrza [1÷3]. 23przegląd spawalnictwa 4/2012 porównanie właściwości tytanu i innych materiałów czysty tytan (grade 1) charakteryzuje się niższymi właściwościami mechanicznymi niż stale: niskowęglowa s235jr i nierdzewna x2crni-18-10. wzrost wytrzymałości tytanu następuje wraz ze zwiększeniem ilości tlenu i żelaza (gatunki grade 2÷4), jednocześnie jednak zmniejszeniu ulegają właściwości plastyczne. stopy tytanu mają bardzo wysokie właściwości, zarówno plastyczne, jak i wytrzymałościowe. wytrzymałość na rozciąganie stopów tytanu sięga nawet 1500 mpa (tabl. i). dlatego podczas spawania połączeń z tytanu należy zachować szczególną ostrożność, aby ograniczyć zawartość tlenu w spoinach. tytan odznacza się niską przewodnością cieplną – zdecydowanie niższą od przewodności aluminium oraz stali niskowęglowej. przewodność cieplna tytanu grade 1÷4 jest na podobnym poziomie jak stali nierdzewnej. w przypadku stopów tytanu przewodność cieplna jest jeszcze niższa (tabl. i). ze względu na właściwości fizyczne i wysoką reaktywność, podczas spawania tytanu występują trudności z uzyskaniem odpowiedniej głębokości wtopienia, wymaganych właściwości plastycznych, a także problemy związane z łatwo utleniającą się powierzchnią spoiny lub strefy wpływu ciepła. należy więc unikać zwiększania głębokości wtopienia przez podnoszenie parametrów prądowo-napięciowych. wzrost mocy łuku może spowodować zaburzenie osłony gazowej oraz nadmierne nagrzanie lub nawet przegrzanie, a wiec – wzrost zawartości gazów w spoinie [1÷6, 19÷24]. rys. 1. przykłady zastosowań tytanu: a) łopatki turbiny, b) zbiornik ciśnieniowy, c) rama rowerowa, d) wymiennik ciepła, e) wyparka z wymuszonym obiegiem, f) układ wydechowy samochodu [7÷12] fig. 1. examples of application of titanium: a) turbine blade, b) pressure vessel, c) bicycle frame, d) heat exchanger, e) evaporator with forced cycle, f) car exhaust system [7÷12] rys. 2. przykłady zastosowania tytanu w medycynie: a) endoproteza długotrzpieniowa stawu biodrowego, b) implant kręgosłupa, c) implant zęba [13÷15] fig. 2. examples of titanium application in medicine: a) double-arbor hip implant, b) spine implant, c) denture [13÷15] rys. 3. przykłady zastosowań tytanu w jubilerstwie: a) obrączki, b) kolczyki, c) bransoleta [16÷18] fig. 3. examples of titanium application in jewellery: a) rings, b) earrings, c) bracelet [16÷18] a) b) c) d) e) f) a) b) c) a) b) c) 24 przegląd spawalnictwa 4/2012 wpływ tlenu, azotu i wodoru na właściwości tytanu i jego stopów gazy takie jak wodór, tlen i azot wywierają ogromny wpływ na właściwości tytanu i jego stopów. ich zawartość może być zwiększona już na etapie produkcji, przez zastosowanie niewłaściwych parametrów procesu. w przypadku łączenia tytanu z wykorzystaniem metod spawalniczych zawartość gazów może się niebezpiecznie zwiększyć, na przykład wskutek zastosowania niedostatecznej osłony gazowej lub niewłaściwej technologii spawania. największa prędkość dyfuzji tlenu, azotu i wodoru występuje w stopach tytanu α, o strukturze heksagonalnej zwartej. podczas oddziaływania wysokiej temperatury (spawanie, obróbka cieplna), szczególnie w temperaturze powyżej 550oc, tlen dyfunduje w głąb materiału. w warstwach wierzchnich wskutek wysokiego powinowactwa tworzą się tlenki tytanu tio2, a w głębi materiału tlen tablica i. właściwości wytrzymałościowe wybranych stali, aluminium oraz tytanu i stopów tytanu [19÷24] table i. mechanical properties of selected steels, aluminium, titanium and it alloys [19÷24] oznaczenie granica plastyczności mpa wytrzymałość na rozciąganie mpa wydłużenie % gęstość g/cm3 przewodność cieplna w/mk s235jr 235 360 22 7,81 50 x2crni18-9 220 520 45 7,90 15,0 al 99,5 20 65 20 2,7 237 tytan grade 1 ti 99,8 170 240 24 4,51 16,0 tytan grade 2 ti 99,6 275 345 20 4,51 16,4 tytan grade 3 ti 99,5 360 480 18 4,50 19,9 tytan grade 4 ti 99,3 500 600 15 4,51 17,2 tytan grade 12 ti0,7ni0,3mo 345 483 18 4,50 19,0 ti-6al-4v 880 950 14 4,43 6,7 ti-3al-8v-6cr4mo-4zr 1420 1500 8 4,82 6,2 tablica ii. zawartość gazów w tytanie grade 1÷5 oraz grade 12 [20] table ii. content of gases in titanium grade 1÷5 and grade 12 [20] oznaczenie skład chemiczny, % o2 n2 h2 fe inne ti 99,8 0,18 0,03 0,015 0,2 ti 99,6 0,25 0,03 0,015 0,3 ti 99,5 0,35 0,05 0,015 0,5 ti 99,3 0,40 0,05 0,015 0,4 ti-6al-4v 0,20 0,05 0,015 0,4 5,5-6,75 al; 3,5-4,5 v ti0,7ni0,3mo 0,25 0,03 0,015 0,3 0,6-0,9 ni; 0,2-0,4 mo rys. 4. nalot powstały podczas niewłaściwego wykonywania próbek stopiwa z tytanu fig. 4. heat tint in incorrect properties of titanium weld metal samples rys. 5. powierzchnia złącza spawanego z tytanu pokryta azotkiem tytanu fig. 5. the view of welded joint surface with visible titanium nitride rys. 6. pęknięcia w próbie gięcia złącza spawanego z blach tytanowych grade 12 (o grubości 6 mm): a) kąt gięcia 25°, b) kąt gięcia 15° fig. 6. cracks in bending test of titanium grade 12 plates (6 mm thickness): a) bending angle 25°, b) bending angle 15° występuje w postaci dyfundującej. wskutek dobrej rozpuszczalności tlenu w tytanie, przy powierzchni materiału jego zawartość może osiągać 14,5%, powodując powstanie ciągłych warstewek tlenku tytanu. warstwy te charakteryzują się wysoką twardością, odpornością na ścieranie oraz niską plastycznością (tabl. i, ii). w blachach tytanowych, których powierzchnia została nasycona tlenem, próba gięcia najczęściej kończy się wynikiem negatywnym, z powodu właściwości warstwy tlenku tytanu (rys. 4). grubość warstwy utlenionej zależy od dostępu do tlenu oraz temperatury i czasu ekspozycji [1÷3, 25÷29]. azot charakteryzuje się wysokim powinowactwem chemicznym do tytanu, większym niż tlen. powstałe azotki można łatwo rozpoznać po złotym przebarwieniu powierzchni podczas spawania lub obróbki cieplnej (rys. 5). azotki tytanu charakteryzują się bardzo dużą twardością, do ok. 2400 hv, a więc niską plastycznością i udarnością. zwiększona zawartość azotu w blachach z tytanu oraz złączach powoduje niebezpieczństwo powstawania pęknięć podczas formowania na zimno, spawania sztywnych konstrukcji i próby gięcia [25÷29]. w czystym tytanie oraz w stopach tytanu o strukturze α tlen i azot pełnią rolę stabilizatorów fazy α i jednocześnie, wraz ze wzrostem zawartości tych pierwiastków, wzrasta wytrzymałość. jednak wskutek utwardzenia roztworowego maleją udarność i przewężenie. podczas produkcji blach z tytanu i jego stopów oraz w czasie a) b) 25przegląd spawalnictwa 4/2012 spawania dąży się do ograniczenia zawartości wodoru do poziomu poniżej 200 ppm (200 cząstek na milion). wodór należy do gazów bardzo łatwo pochłanianych przez tytan, a zwłaszcza przez tiα. adsorpcja, absorpcja i dyfuzja wodoru przez tytan zaczyna się w temperaturze powyżej 150oc, pochłanianie wodoru przez tytan jest intensywne w 320oc, natomiast w 500oc stan nasycenia, zgodnie z warunkami równowagi, może być osiągnięty w ciągu kilku sekund. w odróżnieniu od azotu czy tlenu, wodór nie powoduje umocnienia tytanu. głównym powodem obniżenia się plastyczności tytanu nie jest rozpuszczony wodór, lecz występująca w temperaturze otoczenia faza międzywęzłowa γ (tih2), o sieci regularnej przestrzennie centrycznej. faza γ wydziela się w lukach oktaedrycznych sieci a3. znaczne rozpuszczenie wodoru w tytanie podczas produkcji lub spawania, a następnie wydzielenie fazy γ jest przyczyną spadku udarności i wydłużenia, zwiększenia się kruchości i skłonności do pękania. dodatkowo podczas przemian strukturalnych, zachodzących wskutek oddziaływania cyklu cieplnego spawania, generowane są wysokie naprężenia, które umacniają spawany materiał, powodując spadek jego właściwości plastycznych. efektem zachodzących przemian mogą być pęknięcia, powstające podczas spawania lub zwłoczne, oraz pękanie podczas formowania na zimno lub próby gięcia złącza spawanego (rys. 6) [25, 26, 30, 31]. w przypadku wodoru, w odróżnieniu od tlenu i azotu, możliwe jest obniżenie jego zawartości, ponieważ wodór z czasem może wydyfundować z metalu. proces dyfuzji można przyspieszyć, wygrzewając złącze w wysokiej temperaturze w atmosferze ochronnej, np. argonowej, im dłuższy czas wygrzewania, tym więcej wodoru może wydyfundować ze złącza [25, 30, 31]. badanie ilości gazów w materiale dodatkowym i podstawowym do badań zastosowano stop tytanu ti-0,3mo-0,8ni (tytan grade 12) oraz spoiwo ti3401. analizę ilościową gazów, takich jak h2, o2 i n2, przeprowadzono metodą ekstrakcji na gorąco. próbki z materiałów podstawowych zostały pobrane do badań z głębokości do 1 mm. próbki do badania stopiw wykonano zgodnie z pn-en 6847 [33]. materiał do analizy zawartości gazów w stopiwach został pobrany z napoin, z głębokości do 3 mm. wyniki badań przedstawiono w tablicach iii i iv. badanie składu chemicznego w celu określenia zgodności zakupionych materiałów z wymaganiami odpowiednich norm przedmiotowych przeprowadzono analizę składu chemicznego z zastosowaniem pomiaru absorpcji promieniowania podczerwonego (hfir) i fluorescencji rentgenowskiej (xrf). wyniki badania przedstawiono w tablicy v. tablica iii. zawartość gazów w próbkach z materiału podstawowego z różnych wytopów oraz wyniki próby gięcia (tabl. ii) table iii. gases content in the samples of different base material melt (tab. ii) nr próbki zawartość gazów, % uwagi wynik próby gięcia* o2 n2 h2 1 0,19 0,0069 0,0026 wytop nr 1 pozytywny 2 0,20 0,0154 0,0037 wytop nr 2 pozytywny * próbę gięcia przeprowadzono zgodnie z pn-en iso 15614-5 tablica iv. zawartość gazów w próbkach ze stopiwa table iv. gases content in weld metal samples nr próbki zawartość gazów, % uwagi wynik próby gięciao2 n2 h2 3 0,14 0,0180 0,0067 próbka poddana obróbce cieplnej po spawaniu, średnica spoiwa 3,2* negatywny 4 0,13 0,0141 0,0076 próbka bez obróbki cieplnej, średnica spoiwa 3,2, spawanie z nasadką przypalnikową pozytywny 5 0,14 0,0182 0,0072 próbka bez obróbki cieplnej, średnica spoiwa 2,4, spawanie bez nasadki przypalnikowej negatywny 6 0,12 0,0215 0,0052 próbka bez obróbki cieplnej, średnica spoiwa 3,2, spawanie bez nasadki przypalnikowej negatywny ti3401 (grade12) 0,08 ÷0,16 max 0,0150 max 0,0080 dane wg pn-en iso 24034 [32] – * temperatura obróbki cieplnej 500oc, czas ok. 1 h tablica v. skład chemiczny materiałów podstawowych i stopiw table v. chemical composition of base materials and weld metals nr próbki zawartość poszczególnych pierwiastków, % uwagi ti fe ni mo c 1 reszta 0,045 0,61 0,32 0,005 materiał podstawowy zakupio-ny dodatkowo 2 reszta 0,056 0,74 0,34 0,009 materiał podstawowy zakupio-ny do wykonania zlecenia ti3401 (grade12) ≤ 97,725 max 0,3 0,6÷0,9 0,2÷0,4 max 0,08 astm b265-10 3 reszta 0,017 0,69 0,34 0,015 próbka poddana obróbce cieplnej po spawaniu, średnica spoiwa 3,2 4 reszta 0,083 0,65 0,33 0,019 próbka bez obróbki cieplnej, średnica spoiwa 3,2, spawanie z nasadką przypalnikową 5 reszta 0,112 0,66 0,34 0,017 próbka bez obróbki cieplnej, średnica spoiwa 2,4, spawanie bez nasadki przypalnikowej 6 reszta 0,016 0,65 0,35 0,020 próbka bez obróbki cieplnej, średnica spoiwa 3,2, spawanie bez nasadki przypalnikowej ti3401* (grade12) ≤ 97,725 max 0,15 0,6÷0,9 0,2÷0,4 max 0,03 dane wg pn-en iso 24034 * nominalny skład chemiczny stopiwa 26 przegląd spawalnictwa 4/2012 analiza wyników badań analiza składu chemicznego za pomocą metod hfir oraz xrf wykazała różnice w zawartości poszczególnych pierwiastków stopowych, tj.: żelaza, węgla, niklu i molibdenu. mieszczą się one w dopuszczalnych zawartościach, określonych w odpowiednich normach, zarówno dla blach, jak i stopiw (tabl. iii, v). pomiary zawartości gazów w materiale podstawowym wykazały, że ilość gazów jest wyższa niż podana w ateście materiałowym, natomiast zawartość tych gazów nie przekracza maksymalnej ilości dopuszczonej w normie astm b265-10. badanie zawartości gazów w próbkach stopiwa 4 i 6, wykonanych z zastosowaniem tego samego materiału dodatkowego (ten sam gatunek i średnica – 3,2 mm), lecz różniących się osłoną gazową, wykazało różnice w zawartości analizowanych gazów (głównie azotu). w próbce stopiwa 4, której próba gięcia dała wynik pozytywny, zawartość azotu była 1,5 razy mniejsza, natomiast zawartość tlenu o 0,01% i wodoru o 0,0024% wyższa niż w próbce 6. w próbce 5, której próba gięcia dała wynik negatywny, zawartość tlenu i azotu była wyższa niż w próbce 4. różnice w zawartościach gazów wynikają z tego, że proces spawania prowadzono w różnych warunkach technologicznych (tabl. iv). w próbce 5 zawartość gazów była niższa niż w próbce 6. spowodowane jest to mniejszym zaburzeniem osłony gazowej przez pręt spawalniczy oraz niższymi parametrami prądowo-napięciowymi. przeprowadzenie obróbki cieplnej w atmosferze powietrza, w celu obniżenia zawartości gazów, jest skuteczne jedynie w przypadku wodoru. badania zawartości gazów w próbce 3, poddanej procesowi obróbki cieplnej po spawaniu, wykazały, że ilość tlenu nieznacznie się zwiększyła, część wodoru wydyfundowała, a ilość azotu uległa znacznemu zwiększeniu, w porównaniu z próbką 4, która została wykonana z zastosowaniem tej samej technologii spawania, ale nie została podana obróbce cieplnej po spawaniu. zawartość tlenu i azotu w blachach lub stopiwie z tytanu jest wynikiem oddziaływania temperatury, czasu oraz atmosfery, w jakiej wykonywana jest obróbka. wraz ze wzrostem czasu i temperatury wzrasta zawartość azotu i tlenu. z tego powodu nie zaleca się obróbki cieplnej stopu tytanu grade 12 w atmosferze powietrza. w przypadku wyżarzania odprężającego w temperaturze powyżej 427oc, obróbkę cieplną należy prowadzić w piecach z atmosferą kontrolowaną – pozbawioną azotu i tlenu (np. argonu). w przypadku stopu tytanu grade 12 temperatura odprężania wynosi 480÷595oc, a czas obróbki 0,25÷4 h. zaleca się, aby podczas obróbki cieplnej stosować górne zakresy temperatury i krótkie czasy wygrzewania [1÷3]. badania wykazały, że różnice w zawartości azotu i tlenu mogą wynikać z zaburzeń w osłonie łuku. różnica w zawartości wodoru mogła wynikać z wilgoci, pochodzić od węglowodorów znajdujących się na powierzchni spoiwa lub materiału podstawowego, czy też z zanieczyszczonych związkami organicznymi rękawic spawacza. obniżenie zawartości wodoru może też być wywołane przez zastosowanie obróbki cieplnej. na zawartość gazów wpływa również technologia spawania. zastosowanie zbyt wysokich parametrów prądowo-napięciowych może spowodować przegrzanie złącza. im wyższy stopień przegrzania próbki, tym większa zawartość gazów w spoinie i gorsze właściwości plastyczne. zawartość gazów w próbkach stopiwa była niższa niż dopuszczalna zawartość dla materiału podstawowego. pomimo niższych zawartości gazów próby gięcia zakończyły się wynikiem negatywnym. wynika z tego, że ze względu na strukturę spoiny, dopuszczalna zawartość azotu, wodoru i tlenu w spoinie jest bardziej ograniczona niż dla materiału podstawowego. w związku z tym należy tak dobrać technologię spawania, aby zawartość tych gazów była jak najmniejsza. źródła tlenu, azotu i wodoru. zapobieganie przedostawaniu się gazów do jeziorka spawalniczego gazy takie jak tlen czy azot przedostają się do jeziorka ciekłego metalu głównie z powietrza otaczającego miejsce spawania, co jest związane z niedostateczną osłoną gazową podczas spawania. aby zabezpieczyć to miejsce przed dostępem powietrza, należy stosować dysze o odpowiedniej średnicy z dyfuzorami oraz dobrać odpowiedni przepływ gazu osłonowego, tak aby uzyskać przepływ laminarny (rys. 7). można również zastosować nasadki przypalnikowe, jeżeli sama dysza nie wystarcza, aby odpowiednio osłonić lico. do osłony grani należy stosować podkładki formujące, aby ją zabezpieczyć przed dostępem powietrza. jako gaz osłonowy należy stosować czysty argon. detale o niewielkich gabarytach można spawać w komorach wypełnionych argonem. zapewnia to uzyskanie spoin wysokiej jakości bez jakichkolwiek przebarwień. podczas spawania elementów z tytanu w komorze ochronnej z komory należy całkowicie wyprzeć powietrze przez argon. nie wolno „wypalać” resztek tlenu, ponieważ w wyniku spalania powstaje dwutlenek węgla, który podczas spawania może być rozkładany w łuku na tlen i tlenek węgla, ponadto samo spalanie nie spowoduje usunięcia szkodliwego azotu. podczas spawania w komorze należy dokonywać pomiarów nie tylko tlenu, ale również azotu, których zawartość powinna być mniejsza niż 0,01% [1÷6, 25÷31]. rys. 7. dysza gazowa z dyfuzorem fig. 7. gas nozzle with diffuser 27przegląd spawalnictwa 4/2012 bezpośrednim źródłem tlenu i azotu może być również utleniona i naazotowana powierzchnia spoiwa (rys. 8). spoiwo do spawania tytanu powinno być pozbawione jakichkolwiek przebarwień i nalotów. po zakończeniu spawania, a przed rozpoczęciem układania kolejnego ściegu, końcówkę spoiwa należy odciąć w celu uniknięcia niezgodności (rys. 8) [19]. podczas stosowania podkładek z gazem formującym należy zapewnić ścisłe przyleganie podkładki do blachy, by uniknąć utlenienia czy naazotowania grani (rys. 9). pozostawienie nieszczelności powoduje zasysanie powietrza do komory z gazem osłonowym i powstanie niepożądanych warstw nalotowych (rys. 10). wlot gazu osłonowego do podkładki formującej powinien być umieszczony od strony rozpoczęcia spawania, natomiast podkładka powinna zawierać miejsce swobodnego wypływu gazu z komory osłonowej po stronie przeciwnej. natężenie przepływu gazu formującego powinno wynosić 5÷6 l/min [19]. w przypadku spawania wielościegowego każdy kolejny ścieg należy przeszczotkować w celu usunięcia powstałych cienkich warstewek tlenków i azotków. pozostawienie tlenków i azotków zwiększa ryzyko powstania przyklejeń, z uwagi na wysoką temperaturę topnienia tych związków. zawartość wodoru można ograniczyć przez zapewnienie odpowiednich warunków przechowywania materiałów dodatkowych oraz czystości powierzchni spoiw (rys. 8). barwy nalotowe znajdujące się na spoiwie, a w szczególności biały nalot, należy usunąć przed spawaniem za pomocą trawienia chemicznego lub papierów ściernych. nie można stosować spoiw mających na powierzchni barwy nalotowe. podczas spawania ogromny wpływ na właściwości złączy wywiera ilość wprowadzonego ciepła oraz temperatura międzyściegowa. przekroczenie ustalonych parametrów powoduje spadek właściwości plastycznych i udarności. w przypadku spawania tytanu grade 12 metodą tig, elektrodą wolframową torowaną o średnicy 3,2 mm i spoiwem o średnicy 3,2 mm, ilość wprowadzonego ciepła nie powinna przekraczać rys. 8. materiały dodatkowe: a) utlenione pręty do spawania ręcznego metodą tig, b) utleniony drut do spawania półautomatycznego metodą tig, c) utleniona końcówka pręta po przerwaniu spawania fig. 8. filler materials: a) oxidized rod for tig hand welding, b) oxidized wire for semi-automatic tig welding, c) oxidized ending of rod after welding rys. 9. niepełne przyleganie podkładki osłaniającej grań fig. 9. incorrect adhere of backing bar rys. 10. grań spoiny złącza próbnego. widoczny efekt niewłaściwego przylegania podkładki i niewłaściwego kierunku podawania gazu od strony grani fig. 10. the root of the sample welded joint. visible incorrect adhere of backing bar and direction of gas supply in the root side of the weld rys. 11. przykłady barw nalotowych powstających na powierzchni złącza spawanego [5, 19] fig. 11. examples of heat tint on the surface of welded joint [5, 19] srebrny słomkowy brązowy brązowoniebieski jasnoniebieski zielononiebieski a) c) b) matowy łososioworóżowy białe matowe tlenki 28 przegląd spawalnictwa 4/2012 1,2 kj/mm. takie parametry spawania umożliwiają uzyskanie spoin o odpowiednich właściwościach [1, 2, 5, 19]. w przypadku mniejszych średnic spoiwa i elektrod należy wprowadzać mniej ciepła. temperatura międzyściegowa nie powinna przekraczać 100oc. na rysunku 11 przedstawiono przykładowe barwy nalotowe powstałe na powierzchni złącza spawanego; podsumowanie technologia spawania tytanu jest uzależniona od jego właściwości, a zwłaszcza wysokiej reaktywności z gazami znajdującymi się w powietrzu i niskiej przewodności cieplnej. wysokie powinowactwo do tlenu, azotu oraz wysoka rozpuszczalność wodoru sprawiają, że podczas spawania tytanu należy zachować szczególną ostrożność i reżim technologiczny. miejsce spawania powinno być dodatkowo osłonięte od przeciągów. złącze spawane powinno być w możliwie najlepszy sposób chronione gazem osłonowym, w tym od strony grani powinny być stosowane podkładki formujące. kolory jasnosrebrny, srebrny, słomkowy czy brązowy są akceptowane, natomiast pozostałe, tj.: fioletowy, niebieski (jasny i ciemny), zielony, szary (matowy) i biały są nieakceptowane. w szczególnych przypadkach, gdy wymagana jest bardzo wysoka odporność korozyjna, kolor słomkowy nie jest dopuszczalny [5, 19]. narzędzia do pracy z tytanem powinny być wolne od zanieczyszczeń smarami lub olejami oraz nie powinny mieć kontaktu ze stalą węglową. w przypadku stosowania przyrządów wykonanych ze stali, na ich końcówkach należy umieszczać tytanowe podkładki. zachowanie odpowiedniej technologii spawania, wolnych od zanieczyszczeń materiałów podstawowych i dodatkowych, oraz osłon ciekłego, jak również gorącego metalu zapewnia uzyskanie spoin wysokiej jakości o wymaganych właściwościach plastycznych i wytrzymałościowych oraz odporności korozyjnej. literatura [1] matthew j. donachie, jr.: titanium. a technical guide. asm international, united states of america, 2000. [2] c. leyens, m. peters: titanium and titanium alloys. fundamental applications. wiley – vch gmbh & co. kgaa, weinheim, 2003. [3] g. lutjering, j.c. williams: titanium. springer – verlag berlin heidelberg new york, 2003. [4] r. boyer, g. welsch, e.w. collings: materials properties handbook: titanium alloys, asm international, usa, 2007. [5] l.s. smith, p. threadgill, m. gittos: welding titanium a designers and users handbook, twi, united kingdom, 1999. [6] k. tubielewicz, a. zaborski: specyfika łączenia (spawania) stopów tytanu, technologia i automatyzacja montażu, nr 3/2007. [7] http://www.mhi.co.jp. [8] http://leosztitanium.en.busytrade.com. [9] http://www.sunrines.com. [10] http://www.titanmf.com/products/. [11] http://www.mingchenchina.com. [12] http://www.porscheboost.com. [13] http://www.medicalexpo.com. [14] http://www.trimet.com.tr. [15] http://www.biohexagon.com. [16] http:// http://www.goldcommerce.pl. [17] http://www.klugex.com. [18] http://www.pakamera.pl. [19] titanium alloy guide – rmi titanium company. [20] astm b265-10 titanium and titanium alloy strip, sheet, plate. [21] 15614-5 specyfikacja i kwalifikowanie technologii spawania metali – badanie technologii spawania – część 5: spawanie łukowe tytanu, cyrkonu i ich stopów. [22] pn-en 485-2: 2007 aluminium i stopy aluminium – blachy, taśmy, płyty – część 2: właściwości mechaniczne. [23] pn-en 10088-1 stale odporne na korozję – część 1: gatunki stali odpornych na korozję. [24] pn-en 10088-2 stale odporne na korozję – część 2: warunki techniczne dostawy blach i taśm ze stali nierdzewnych ogólnego przeznaczenia. [25] a. agüero, j.m. albella, m.p. hierro, j. phillibert and f.j. pérez trujillo: influence of beta stability on hydrogen diffusion in various beta titanium alloys, defect and diffusion forum (vol. 289-292), 2009., s. 87-94. [26] i. m. pohrelyuk, v. m. fedirko and v. m. dovhunyk: influence of nitriding and oxidation on the wear of titanium alloys, materials science, vol. 36, nr 3/2000, 466-471. [27] m. b. ivanov, s. s. manokhin, y. r. kolobov, d. a. nechayenko: phase composition and microstructure of ti-6al-4v alloy a hydrogen-plastic working, materials physics and mechanics nr 10/2010, 62-71. [28] p. perez: influence of nitriding on the oxidation behaviour of titanium aloys at 700oc, surface and coatings technology, vol. 191, nr 2-3/2005, s. 293-302. [29] a. m. chaze, c. coddet: influence of alloying elements on the dissolution of oxygen in the metallic phase during the oxidation of titanium alloys, journal of materials science, vol. 22, nr 4, s. 1206-1214. [30] n.e. paton, j.c. williams: effect of hydrogen on titanium and its alloys, hydrogen in metals; proceedings of the international conference on the effects of hydrogen on materials properties and selection and structural design, champion, united states; 1973. s. 409-431. [31] f.h. froes, o.n. senkov, j.i. qazi: hydrogen as a temporary alloying element in titanium alloys: thermohydrogen processing, international materials reviews, vol. 49, nr 3-4, june 2004, s. 227-245. [32] pn-en iso 24034 materiały dodatkowe do spawania – druty i pręty lite do spawania tytanu i stopów tytanu – klasyfikacja. [33] pn-en iso 6847:2005 materiały dodatkowe do spawania – wykonanie stopiwa do analizy składu chemicznego. ps 12 2015 www 75przegląd spawalnictwa vol. 87  12/2015 analiza możliwości identyfikacji stanu naprężeń czynnych na podstawie własnego magnetycznego pola rozproszenia ferromagnetyka analysis of the possibility of identification of stress state based on residual magnetic field of ferromagnetic material dr hab. inż. maciej roskosz, mgr inż. krzysztof fryczowski – instytut maszyn i urządzeń energetycznych, politechnika śląska, gliwice. autor korespondencyjny/corresponding author: maciej.roskosz@polsl.pl streszczenie przeprowadzono badania mające na celu analizę możliwości wykorzystania własnego magnetycznego pola rozproszenia wmpr do szacowania naprężeń czynnych. badano wpływ historii obciążania na wmpr elementu. w artykule przedstawiono wyniki pomiarów przeprowadzonych na powierzchni próbek płytowych ze stali ferrytycznej do głębokiego tłoczenia. jedna grupa próbek poddana została narastającym w sposób ciągły obciążeniom rozciągającym, natomiast drugą grupę próbek poddano cyklom obciążenie-odciążenie z narastającą w kolejnych cyklach wartością naprężenia maksymalnego. stwierdzono, że naprężenia czynne wpływają na wartości składowych wmpr. dla narastającego w sposób ciągły obciążenia możliwe jest opracowanie korelacji naprężenie wartości składowych wmpr. dla narastających obciążeń cyklicznych, które są sytuacją najczęściej spotykaną w praktyce, opracowanie takiej korelacji nie jest możliwe. słowa kluczowe: własne magnetyczne pole rozproszone, naprężenie, ferromagnetyk abstract a study to analyze the possibility of using residual magnetic field rmf to estimate the stress state was carried out. the impact of loading history was studied. in paper presents the results of measurements carried out on surface of the plate sample of deep drawing steel. one group of samples was subjected to continuously increasing tensile loads, while a second group of samples were subjected to load-unload cycles with increasing the value of maximum stress in subsequent cycles. it was found that the stress effect on the value of rmf components. for the continuously increasing load, it is possible to determine the correlation between stress and rmf components values. for increasing cyclic loading, which are the most common situation in practice, determination of this type correlation is not possible. keywords: residual magnetic field, stress, ferromagnetic material wstęp w skali makroskopowej występują ścisłe związki pomiędzy własnościami mechanicznymi i magnetycznymi ferromagnetyków. pod wpływem naprężeń mechanicznych w ferromagnetyku dochodzi do odkształceń, którym towarzyszy zmiana namagnesowania. ogólna relacja pomiędzy wielkościami magnetycznymi (pole magnetyczne h, namagnesowanie m) a mechanicznymi (naprężenie σ, odkształcenie ε) może być zapisana w postaci zależności skalarnej (1) [1]: maciej roskosz, krzysztof fryczowski gdzie: χ to podatność magnetyczna, s – podatność mechaniczna, a f1 i f2 to funkcje opisujące sprzężenie magnetosprężyste. 1) naprężenia i odkształcenia powodują zmianę oddziaływania sił wymiany między sąsiednimi atomami i prowadzą do zmiany rozkładu namagnesowania w domenach, a przez to do zmiany właściwości magnetycznych. ogólnie zjawiska te nazywa się efektami magnetomechanicznymi, wśród których można wyróżnić efekty np. villariego (magnesowanie przy rozciąganiu i ściskaniu) i matteuciego (magnesowanie przy skręcaniu). ze zjawiskiem magnetosprężystym związana jest magnetostrykcja [1], czyli efekt sprężystego odkształcenia i zmian właściwości mechanicznych, towarzyszący magnesowaniu ciał magnetycznych. natężenie wmpr w pobliżu obiektu ferromagnetycznego można opisać zależnością (2): 2) gdzie jest natężeniem zewnętrznego pola magnetycznego, a jest natężeniem pola magnetycznego wywołane76 przegląd spawalnictwa vol. 87 12/2015 rys. 1. schemat pomiaru fig. 1. diagram of measurement c si mn cr cu al v w p s re [mpa] rm [mpa] 0,046 <0,006 0,260 0,010 0,052 0,053 0,009 0,094 <0,002 0,019 150 310 tablica i. skład chemiczny i własności mechaniczne badanej stali table i. chemical compostition and mechanical properties of tested steel go namagnesowaniem ferromagnetyka. nazywamy polem rozmagnesowania i opisuje je równanie (3): 3) gdzie m jest magnetyzacją, jest objętością, s jest polem powierzchni ferromagnetyka a s jest wektorem położenia dowolnego punktu wewnątrz lub na powierzchni ferromagnetyka. prowadzone są prace badawcze zmierzające do identyfikacji stanu wytężenia konstrukcji stalowych na podstawie pomiarów wmpr [1÷5]. celem prowadzonych badań było określenie wpływu historii obciążania na wmpr elementu, pod kątem analizy możliwości wykorzystania wmpr do szacowania naprężeń czynnych. szczegóły badań badano próbki płytowe ze stali do głębokiego tłoczenia, której skład chemiczny oraz własności mechaniczne podano w tablicy i. jedna grupa próbek poddana została narastającym w sposób ciągły obciążeniom rozciągającym, natomiast drugą grupę próbek poddano cyklom obciążenie-odciążenie z narastającą w kolejnych cyklach wartością naprężenia maksymalnego. do badań wykorzystywano magnetometr tsc-1m-4 z głowicą pomiarową tsc-2m dostarczony przez energodiagnostika co. ltd moscow. prowadzono pomiar punktowy dwóch składowych wmpr na powierzchni próbki (rys. 1): – ht – składowa styczna mierzona w kierunku równoległym do kierunku zadawanego obciążenia, – hn– składowa normalna. omówienie wyników badań na rysunku 2 pokazano uśrednione dla grupy badanych próbek, zmiany wartości składowych wmpr (pomiar punktowy) na skutek działania czynnych naprężeń rozciągających, które narastały w sposób ciągły. analizując te zmiany, można stwierdzić, że składowa styczna ht (rys. 2a) nie wykazuje jednolitego trendu zmian. do osiągnięcia naprężeń zbliżonych do granicy plastyczności występują zarówno spadki jak i wzrosty wartości. dopiero po jej przekroczeniu ustala się stały trend wzrostowy. w prowadzonych pomiarach składowa normalna hn (rys. 2b) wykazuje trend spadkowy, z niewielkim jego zaburzeniem w okolicach granicy plastyczności. widać, że w przypadku pomiarów punktowych, dla opracowania jednoznacznej korelacji umożliwiającej identyfikację stanu naprężeń czynnych konieczne jest wykorzystanie obydwu mierzonych składowych wmpr. a) b) rys. 2. zmiany wartości składowych wmpr w funkcji naprężenia czynnego, a) składowa styczna ht, b) składowa normalna hn fig. 2. rmf component value changes as a function of stress, a) tangential component ht, b) normal component hn na rysunkach 3 i 4 pokazano przykładowe, reprezentatywne dla badanego tworzywa zmiany wartości składowych wmpr dla próbki poddanej cyklom obciążania i odciążania z narastającą wartością naprężenia maksymalnego cyklu. zmiany wartości składowej stycznej ht dla wartości naprężenia maksymalnego w cyklu od 30 do 150 mpa pokazano na rysunku 3a, a dla wartości naprężenia maksymalnego w cyklu od 180 do 300 mpa na rysunku 3b. analogiczny podział obowiązuje dla składowej normalnej hn, której zmiany pokazano na rysunkach 4a i 4b. przebiegi zmian składowych wmpr podczas obciążania pokazują linie grube których początek i koniec opisane są kolejnymi liczbami naturalnymi (cykl dziesiąty literą a), natomiast podczas odciążania zmiany wartości reprezentują linie cienkie. identyfikacja przebiegów zmian wartości składowych wmpr podczas kolejnych cykli obciążania możliwa jest również poprzez maksymalne naprężenie w cyklu. stan początkowy wartości składowych hn i ht oznaczony jest symbolem „0”. w analizowanym przypadku w cyklu obciążenie odciążenie przebiegi zmian wartości wmpr nie pokrywają się, a ponadto występuje trwała zmiana wartości w stosunku do początku cyklu. ogólnie przebieg zmian wartości składowych wmpr można opisać następująco: do osiągnięcia wartości naprężeń maksymalnych z poprzedniego cyklu, zmiany wartości składowej wmpr zbliżone są do zmian w trakcie odciążania, a po przekroczeniu tej wartości trend zmienia się na zbliżony do trendu występującego podczas obciążania w cyklu poprzednim. przy czym, zarówno podczas obciążania, jak i odciążania trendy zmian nie są jednakowe i zmieniają się w zależności od wartości naprężeń. 77przegląd spawalnictwa vol. 87  12/2015 analizując otrzymane wyniki pod kątem możliwości oceny stanu naprężeń czynnych widoczny jest znaczący wpływ historii obciążania na wartość składowych wmpr. tej samej wartości naprężenia w kolejnych cyklach obciążenia odpowiadają różne wartości składowych ht i hn. przykładowo dla czynnego naprężenia rozciągającego równego 150 mpa składowa styczna przyjmuje wartości od ok. 20 do ok. 100 a/m, natomiast składowa normalna hn 315 do -370 a/m. niemożliwa jest jednoznaczna identyfikacja stanu naprężeń czynnych. a) b) rys. 3. przykładowe zmiany wartości składowej stycznej ht dla próbki poddanej cyklom obciążania i odciążania, a) zakres zmian naprężenia maksymalnego cyklu od 30 do 150 mpa, b) zakres zmian naprężenia maksymalnego cyklu od 180 do 300 fig. 3. examples of changes in the value of the tangential component ht for the sample subjected to cycles of loading and unloading, a) range of changes of maximum stress in cycle from 30 to 150 mpa, b) range of changes of maximum stress in cycle from 180 to 300 mpa rys. 4. przykładowe zmiany wartości składowej stycznej hn dla próbki poddanej cyklom obciążania i odciążania, a) zakres zmian naprężenia maksymalnego cyklu od 30 do 150 mpa, b) zakres zmian naprężenia maksymalnego cyklu od 180 do 300 fig. 4. examples of changes in the value of the normal component hn for the sample subjected to cycles of loading and unloading, a) range of changes of maximum stress in cycle from 30 to 150 mpa, b) range of changes of maximum stress in cycle from 180 to 300 mpa a) b) podsumowanie przeprowadzono badania mające na celu analizę możliwości wykorzystania wmpr do szacowania naprężeń czynnych. badano wpływ historii obciążania na wmpr elementu. stwierdzono, że naprężenia czynne wpływają na wartości składowych wmpr. dla narastającego w sposób ciągły obciążenia możliwe jest opracowanie korelacji naprężenie wartości składowych wmpr. dla narastających obciążeń cyklicznych, które są sytuacją najczęściej spotykaną w praktyce, opracowanie takiej korelacji nie jest możliwe. literatura [1] roskosz m., „wykorzystanie własnego magnetycznego pola rozproszenia w diagnostyce elementów ferromagnetycznych”, wydawnictwo politechniki śląskiej, gliwice 2014. [2] roskosz m., fryczowski k., „możliwości wykorzystania zmian własności magnetycznych do oceny stanu wytężenia stali kotłowych na przykładzie stali p265gh”, energetyka, vol. 8, s. 430-435, 2012. [3] iwaniec m., witoś m., roskosz m., gontarz s., “diagnosis of supporting structures of hv lines using magneto-mechanical effects”, solid state phenomena, vol. 208, s. 70-85, 2014. [4] witoś m., zieja m., żokowski m., roskosz m., “diagnosis of supporting structures of hv lines with using of the passive magnetic observer”, studies in applied electromagnetics and mechanics, vol. 39, s. 45-47, 2014. [5] żurek z. h., “magnetic contactless detection of stress distribution and assembly defects in constructional steel element”, ndt&e international, vol. 38, s. 589–595, 2012. zamów newsletter zapraszamy państwa do zapisania się na bezpłatny newsletter przeglądu spawalnictwa, w tym celu należy wysłać e-mail z tematem “newsletter” na adres: redakcja@pspaw.pl ps 11 2017 art 84 przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 studium rozwiązań konstrukcyjnych nowej generacji  zewnętrznych osi robotów przemysłowych  study on construction of a new generation of industrial robot external axes dr inż. paweł cegielski; dr hab. inż. dariusz golański, prof. pw; dr inż. paweł kołodziejczak; prof. dr hab. inż. andrzej kolasa  – politechnika warszawska, dr inż. tadeusz sarnowski – zap robotyka ostrów wlkp. autor korespondencyjny/corresponding author: pcegiels@wip.pw.edu.pl streszczenie robotyzacja obsługi maszyn i wyrobów średniogabarytowych powodować może szereg problemów, m.in. związanych z ograniczonym zasięgiem ramienia robota czy powierzchnią montażową stanowiska. przykładem może być spawane obiektów przestrzennych czy obsługa pras krawędziowych. rozwiązaniem może być zastosowanie odpowiednich manipulatorów – zewnętrznych osi robotów, wspomagających dostęp robota do miejsc obróbki, jego zasięg i lokomocję. w artykule przedstawiono efekty rozpoczętych prac badawczo-rozwojowych związanych z budową i wdrożeniem w ppu „zap robotyka” w ostrowie wielkopolskim trzech nowych typów maszyn. przedstawione informacje odnoszą się wprost do wyników projektu nr poir.01.01.01-00-0271/16, realizowanego w ramach programu operacyjnego inteligentny rozwój 2014-2020 ncbir. słowa kluczowe: pozycjoner; manipulator; robot przemysłowy; zewnętrzna oś robota abstract the robotization of machinery operation and medium-sized products manufacturing can cause a number of problems resulted among others from limited range of the robot arm working space or entire area of the robot station. as examples may be shown a welding of spatial objects or the use of press brakes. the solution may be the application of appropriate manipulators as an external axis of the robots, that assist the robot to access to all the parts of the workpiece, increase its range and improve its locomotion. the article presents the results of the research and development work related to the construction and implementation of three new types of machines in the “zap robotyka” plant in ostrów wielkopolski. the information presented here is directly related to the results of project poir.01.01.01-00-0271/16 within the framework of the operational program intelligent development 2014-2020 ncbir. keywords: positioner; manipulator; industrial robot; external robot axis wprowadzenie w przypadku robotyzacji takich procesów, jak np. spawanie łukowe czy obsługa maszyn, zachodzić może potrzeba realizacja takich procesów lub czynności jak spawanie, podawanie czy transportowanie w zakresie przekraczającym zasięg i przestrzeń roboczą robotów przemysłowych dedykowanych do tych zadań. przyjęty na użytek artykułu (i projektu) termin „obiekty średnio-gabarytowe” ma oczywiście charakter umowny i odnosi się do tych wyrobów produkowanych na stanowiskach zrobotyzowanych, których rozmiar przynajmniej w jednym kierunku przekracza 1 m i nie jest większy niż kilka metrów. ze wzrostem rozmiaru może pojawić się problem z dostępem do miejsc obróbki, w tym zapewnieniem wymaganej orientacji przestrzennej narzędzia (spawanie, obróbki wykańczające, cięcie termiczne itp.). przykładem takich obiektów mogą być rozległe arkusze blachy (obsługa pras krawędziowych i tłoczących), przestrzenne ramy, belki, korpusy, obudowy i zbiorniki (robotyzacja spawania) itp. paweł cegielski, dariusz golański, paweł kołodziejczak, andrzej kolasa, tadeusz sarnowski przeglad welding technology review wobec przedstawionych problemów, pomijając nieliczne roboty o nieznacznie zwiększonym zasięgu (jak 7-osiowe roboty qirox® firmy cloos z wbudowanymi w podstawę wysięgnikami o długości 550 mm czy arc mate 100ic/8l firmy fanuc o zasięgu wydłużonym z średnio 1400÷1600 do 2028 mm), użycie znacznie większego robota nie jest działaniem racjonalnym. ze wzrostem rozmiaru (zasięgu) zwiększy się nośność (ponad potrzeby), masa i cena robota. zwykle inna też będzie dedykacja robota i wspomagające ją oprogramowanie systemowe. przy konieczności istotnego zwiększenia zasięgu robota i/lub zdolności do docierania do trudnodostępnych miejsc obróbki, np. spawania na powierzchni konstrukcji o znacznych rozmiarach, konieczne staje się użycie dodatkowych manipulatorów – zewnętrznych osi robota, np. pod postacią torów jezdnych oraz wieloosiowych pozycjonerów o specjalnej konstrukcji [1,4,5,7,8]. doi:.http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v89i11 .839 85przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 od manipulatorów – zewnętrznych osi robotów przemysłowych oczekuje się wysokiej dokładności i obciążalności, zdolności do pracy w pełni zsynchronizowanej z ruchami robota, a pożądane właściwości użytkowe osiągane są m.in. dzięki odpowiedniej strukturze kinematycznej oraz właściwościom układów napędowych i sterowania. obecnie napędy manipulatorów realizowane są niemal wyłącznie jako elektryczne, wypierając mocne, ale kłopotliwe eksploatacyjnie układy hydrauliczne oraz ograniczone funkcjonalnie napędy pneumatyczne (te ostatnie nadal są stosowane w prostszych manipulatorach lub mniej wymagających zespołach ich ruchu). serwonapędy elektryczne sterowane w sposób ciągły mogą umożliwić pełną synchronizację manipulatora z ruchami robota. znacznym utrudnieniem jest brak jakiejkolwiek unifikacji serwonapędów elektrycznych, w tym kodów sterujących, pomiędzy producentami robotów – każda zewnętrzna oś zdolna do pełnej synchronizacji z robotem wymaga zastosowania napędu (silnik, przekładnia, serwo-wzmacniacz, oprogramowanie) dedykowanego przez producenta danego robota. z tego względu podaż najwyższej jakości zewnętrznych osi jest istotnie ograniczony – oferowane są przez niektórych producentów robotów i wyłącznie do nich dostosowane oraz przez nieliczne firmy niezależne, każdorazowo adaptujące je do napędu właściwego dla danej aplikacji (użytego robota przemysłowego). tablica i. zestawienie parametrów użytkowych manipulatorów przyjętych dla projektu table i. technical date of manipulators designed in the project w dalszej części artykułu przedstawiono efekty rozpoczętych prac badawczo-rozwojowych związanych z budową i wdrożeniem w ppu „zap robotyka” w ostrowie wielkopolskim nowych typów maszyn. na podstawie przeprowadzonej, wnikliwej analizy rynku, w tym coraz częściej obserwowanej potrzeby zwiększenia zasięgu operowania robota w odniesieniu do konstrukcji średniej wielkości, w zakres projektu włączono opracowanie dwóch typoszeregów pozycjonerów, o konstrukcji typu „l” i „h”, oraz systemu torów jezdnych, zapewniających robotom niezbędną w takich przypadkach lokomocję (tabl. i). wszystkie opracowywane manipulatory sterowane będą w sposób ciągły, tj. zbliżony do osi własnych robota i będą z nim współdziałać w oparciu o ten sam program użytkowy. manipulatory będą konstrukcjami uniwersalnymi, przygotowanymi do instalacji jednostek napędowych dostosowanymi do różnych systemów sterowania. ponadto, nowe maszyny spełnią najwyższe standardy funkcjonalne, wytrzymałościowe i technologiczne, w tym wymagania norm krajowych i europejskich dyrektyw. opracowane manipulatory umożliwią tworzenie nowoczesnych aplikacji z zakresu robotyzacji procesów technologicznych. pozwolą robotom przemysłowym osiągać niezbędną mobilność, zwłaszcza gdy konieczne jest istotne zwiększenie zasięgu ich pracy i/lub zdolności docierania do trudnodostępnych miejsc obróbki. funkcja lub parametr rodzina pozycjonerów typu „l” rodzina pozycjonerów typu „h” system modułowy  torów jezdnychrozmiar 1 rozmiar 2 rozmiar 1 rozmiar 2 konstrukcja monolityczna przegubowa lub modułowa modułowa liczba stanowisk / platform jezdnych 1 lub 2 2 1 lub 2 napęd elektryczny (dostosowany do różnych systemów sterowania) łączna liczba sterowanych osi 2/5 (jedno/dwu –stanowiskowy) 3 1 obrót stołu roboczego / sterowanie n x 360°/ciągłe n x 360°/ciągłe – obrót ramienia „l” / sterowanie n x 360°/ciągłe – – obrót zmiany stanowisk/ sterowanie 2 x 180°/dyskretne 2 x 180°/dyskretne – przejazd platformy robota/ sterowanie – – – – liniowy/ciągłe długość toru jezdnego [m] – – – – 2,5 i 5,0 (moduły) nośność [kg] 250 500 300 1000 250 i 500 (moduły) powtarzalność pozycjonowania [mm] nie gorsza niż ±0,1 maks. prąd spaw. [a] nie mniej niż 500a maksymalna przestrzeń robocza [m] 1,5 x 1,5 x 1,5 2,0 x 2,0 x 2,0 1,5 x 4,0 (średnica/długość) 1,5 x 4,0 (średnica/długość) – uniwersalne mocowanie napędu uniwersalne gniazdo przyłączeniowe, dorabiany kołnierz silnika i przekładni ruchu pozostały osprzęt – – ewentualne moduły zwiększające długość przestrzeni roboczej (o ile nie zostanie wybrana wersja przegubowa) słupy, platformy jezdne, moduł transportujący osprzęt 86 przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 tablica ii. porównanie głównych cech użytkowych pozycjonerów dwuosiowych table ii. comparison of the main features of two-axis positioners przedstawione informacje odnoszą się wprost do wyników projektu nr poir.01.01.01-00-0271/16, realizowanego w ramach programu operacyjnego inteligentny rozwój 2014-2020 ncbir. pozycjonery typu „l” pozycjonery to, najogólniej, maszyny manipulujące (ruchy ustawcze i/lub robocze, nawet równocześnie z ruchami robota) zamocowanymi do nich (za pośrednictwem odrębnego oprzyrządowania montażowego) obiektami poddawanymi obróbce przez robot, np. spawanymi, malowanymi, montowanymi itp. umożliwiają pracę/obróbkę w najdogodniejszych pozycjach i/lub dają dostęp do tych miejsc [1,4,5,7,8]. pozycjonery dwuosiowe (z jednym stołem roboczym) uchodzą za jedne z najbardziej wszechstronnych, zdolne do nadawania przedmiotowi spawanemu ruchu w płaszczyźnie obrotu stołu roboczego oraz ruchu przez przechylenie tego stołu (tabl. ii). tego typu dwuosiowa manipulacja jest typowa m.in. dla pozycjonerów spawalniczych: obrót stołu istotnie ułatwia dochodzenie robota do miejsc znajdujących się poza jego zasięgiem, a jego pochylenie dodatkowo wspomaga spawanie (lub inny proces) w pozycjach najdogodniejszych technologicznie. na tle znanych rozwiązań konstrukcyjnych wyróżniają się pozycjonery typu „l” – manipulujące obiektami za pośrednictwem dwóch osi głównych – obrotowego stołu (oś a, tabl. ii) i ramienia w kształcie litery „l” (oś b, tabl. ii), na którym stół jest zamocowany. ruchy robocze obracanego i zarazem pochylanego stołu, równoczesne z ruchami robota, pozwalają na ciągłe spawanie lub inną obróbkę wzdłuż nawet bardzo złożonych trajektorii. odmienność konstrukcji „l” w stosunku do standardowych pozycjonerów dwuosiowych, a zarazem specjalne predyspozycje do manipulacji obiektami przestrzennymi o znacznych rozmiarach, polegają na: – lepszym usytuowaniu manipulowanego obiektu w stosunku do zasięgu robota; – w pełni użytecznym, pełnym zakresie pochylenia manipulowanego obiektu (przez obrót ramienia „l” o n x 360°), pozwalającym na ustawieniu obiektu w pozycji całkowicie obróconej; – naturalnym, lepszym wyważeniu manipulowanego obiektu, m.in. poprzez zbliżenie środka ciężkości obciążenia do osi obrotu ramienia „l” (oś b, tabl. ii) i redukcję generowanego momentu obrotowego; – możliwości wyważenia obciążenia poprzez wymienną przeciwwagę (tabl. ii); – możliwości dodania osi z do podnoszenia i opuszczania ramienia „l” razem z jego osią obrotu; dotyczy głównie maszyn do mechanizacji, a z uwagi na wymóg zapewnienie najwyższej powtarzalności pozycjonowania rozwiązanie to nie jest powszechnie stosowane w pozycjonerach do robotyzacji; – możliwości budowy wersji dwustanowiskowych. w tablicy i zebrano główne parametry i funkcje użytkowe dla opracowywanego typoszeregu pozycjonerów typu „l”. przyjęto m.in. dwa zakresy nośności: 250 i 500 kg. wyważanie załadunku nowego pozycjonera realizowane będzie dwutorowo (rys. 1): – poprzez przesuwanie (ręczne przestawianie) poziomej belki ramienia „l”, – przez regulowaną (dokładaną) przeciwwagę. dla opracowywanej konstrukcji przyjęto innowacyjną, praktycznie nieobserwowaną w rozwiązaniach robotowych innych producentów możliwość przesuwania poziomej belki ramienia „l”. przyczyni się to do lepszego dopasowywania położenia środka ciężkości obciążenia względem osi obrotu ramienia „l” i minimalizacji niekorzystnego mimośrodu (momentów obciążających napędy i przekładnie) oraz dopasowania położenia obracanych przedmiotów do potrzeb i możliwości użytego robota (rys. 1). zmiana wysokości zamocowania belki w zakresie od maksymalnego odsunięcia (przyjętego dla danego rozmiaru pozycjonera) do zrównania środka belki z osią obrotu ramienia. w skrajnym przypadku pozycjoner „l” zamieni się w klasyczny pozycjoner dwuosiowy z obracanym ramieniem (tabl. i, pozycja skrajna prawa). rys. 1. idea konstrukcyjna pozycjonera jednostanowiskowego typu „l” fig. 1. the construction concept of a single-position type-l positioner miejsca montażu przeciwwagi oś obrotu ramienia (b) oś obrotu stołu (a)ramię „l” stół roboczy podstawa pozycjonera podnoszone ramię wysięgnika „l” pozycjoner typu „l” dwuosiowe pozycjonery konwencjonalne szkic z zaznaczeniem  położenia osi obrotu zakres osi a n x 360° zakres osi b n x 360° 0÷135° (typowo) -90°÷90° n x 360° możliwość wyważenia  załadunku tak – przeciwwaga (szkic) nie położenie obiektu   po obrocie b komfortowe – zawsze w zasięgu robota niekorzystne – zbyt blisko (kolizyjnie) podłogi przeciwwaga 87przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 dla pozycjonerów „l” maksymalna przestrzeń robocza oznacza obszar omiatany zarówno przez stół roboczy, jak i przez obiekt manipulacji. przyjęto, że przyjmie ona formę sześcianu, nieruchomo usytuowanego przed korpusem pozycjonera i postawionego na powierzchni stołu roboczego znajdującego się w dolnym, najniższym położeniu, wewnątrz którego może znaleźć się manipulowany obiekt (rys. 2). przyjęto także, że niezależnie od wysokości zamocowania poziomej belki ramienia „l” (rys. 1), możliwy będzie swobodny obrót obydwu osi manipulacji niezaładowanego pozycjonera. w projekcie przyjęto dwa rozmiary przestrzeni roboczej: 1,5 x 1,5 x 1,5 m (dla nośności 250 kg) i 2,0 x 2,0 x 2,0 m (dla 500 kg). należy jednak zauważyć, że maksymalny rozmiar manipulowanego obiektu dla tego typu pozycjonera będzie silnie uzależniony od chwilowego położenia jego osi manipulacji, i tak: – niezależnie od położenia ramienia „l”, swobodny obrót stołu roboczego możliwy będzie obiektem w kształcie walca o maksymalnej średnicy 1,5 lub 2,0, odpowiednio do obydwu rozmiarów pozycjonera; – w zależności od przyjętej, konstrukcyjnej wysokości osi obrotu ramienia „l” (hp + hs na rys. 2) oraz ustawionego dla danego zastosowania odsunięcia hs (w celu wyważenia obciążenia i/lub zapewnienia lepszej dostępności dla robota), maksymalna wysokość swobodnie obracanego obiektu walcowego ramieniem „l” będzie równa bądź mniejsza od określonej maksymalną przestrzenią roboczą: 1,5 i 2,0 m, odpowiednio do obydwu rozmiarów pozycjonera (rys. 3). na rysunku 3 przedstawiono analizę zdolności manipulacji ramieniem „l” obiektu o takich samych wymiarach, w zależności od wysokości osi obrotu ramienia „l” (hp + hs) oraz ustawionego dla danego zastosowania odsunięcia hs, gdzie: r – promień przestrzeni roboczej (r1 < r2), hs – odległość powierzchni stołu roboczego od osi obrotu ramienia „l” (mimośród ramienia „l”, gdzie hs1 > hs2), hp – odległość powierzchni stołu roboczego od podstawy (hp1 < hp2), hm1 – wysokość modułu podwyższającego. na podstawie rysunku 3 można przeprowadzić krótką analizę problemów konstrukcyjnych pozycjonera typu „l”: a) dogodna wysokość załadunkowa hp1 może powodować zbyt duże odsunięcie stołu od osi obrotu ramienia „l” hs1 (wysoki moment obciążający napęd i przekładnię), b) zmniejszone odsunięcie stołu od osi obrotu do hs2 < hs1 (mniejszy moment obciążający napęd i przekładnię) skutkuje znacznie większym promieniem przestrzeni roboczej r2 > r1 i wymusza nieergonomiczne podwyższenie korpusu do hp2 > hp1. w ramach projektu analizowane są następujące rozwiązania: a) obniżenie podstawy korpusu do wysokości ergonomicznej obsługi hp1, co skutkuje niepełnym zakresem obrotu ramienia „l” i kolizją manipulowanego obiektu z podłożem, b) na potrzeby pełnego zakresu obrotu ramienia „l” można zastosować moduł podwyższający korpus, a z uwagi na znaczny wzrost wysokości załadunkowej do poziomu hp1 + hm1 można: – założyć, że zmechanizowany załadunek z użyciem np. suwnicy będzie utrudniony, ale możliwy, – demontować moduł podwyższający, gdy nie będzie konieczny pełen obrót ramienia „l”, – zastosować dosuwany podest obsługowy, – dopuścić wariant z opuszczaniem ramienia „l” razem z osią obrotu, – dla konstrukcji dwustanowiskowych, po stronie operatora na stałe może być zainstalowany podest (nawet rozległy). pozycjonery typu „h” dwustanowiskowe, symetryczne pozycjonery typu „h” to maszyny o trzech równoległych, poziomych osiach obrotowych – dwóch ustawionych w układzie wrzecionowym i zakończonych stołami roboczymi oraz dodatkowej, do zmiany stanowisk w zakresie połowy obrotu 2 x 180°. (tabl. iii, rys. 4 i 5). po jednej stronie odbywa się praca robota, a w tym samym czasie druga podlega obsłudze załadowczo – wyładowczej [1,4]. układ wrzecionowy jest typowy do spawania, montażu itp. przedmiotów o znacznych rozmiarach (długich), których środek ciężkości jest znacznie oddalony od powierzchni stołów montażowych. nie muszą to być obiekty walcowe – pozostałe mogą być mocowane za pośrednictwem pośredniczących ram nośnych. w przypadku manipulowanych rys. 2. obszar maksymalnej przestrzeni roboczej pozycjonera „l” fig. 2. the maximum workspace of a type-l positioner rys. 3. analiza zdolności manipulacji ramieniem „l” obiektu o takich samych wymiarach w zależności od wysokości osi obrotu ramienia „l” fig. 3. analysis of the “l” arm manipulation of an object with the same dimensions depending on the axis of rotation height of the “l” arm górne położenie stołu roboczego boczne położenie stołu roboczego przestrzeń robocza oś obrotu ramienia (b) oś obrotu stołu (a)hs hp dolne położenie stołu roboczego przestrzeń robocza manipulowany obiekt korpus stół hs1 hs2 r1 r2 hp1 hp2 podstawa moduł podwyższający kolizja z podłożem hs2 hs2 hm1 r2 r2 hp1 hp1 a) c) b) d) 88 przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 rys. 5. idea zastosowania przegubu lub wymiennego łącznika do zmiany długości przestrzeni roboczej fig. 5. the idea of an application of a joint or replaceable fastener to change the length of the work space tablica iii. zestawienie głównych cech użytkowych pozycjonerów typu „h” table iii. summary of the main features of type-h positioners pozioma oś zmiany  stanowisk pionowa oś zmiany  stanowisk szkic   z zaznaczeniem  położenia  osi obrotu zakres osi a n x 360° zakres osi b 2 x 180° zajętość  przestrzeni tylko rozmiarem pozycjonera rozmiar pozycjonera + obrót położenie  obiektu po  obrocie b regulowana wysokość stała wysokość konstrukcji bardzo długich, wykraczających rozmiarem poza zasięg pojedynczego robota, możliwe jest zsynchronizowanie pozycjonera z dwoma robotami pracującymi równocześnie lub z robotem posadowionym na liniowym torze jezdnym. obrót stołów roboczych wspomaga dochodzenie do trudnodostępnych, oddalonych miejsc obróbki, a jego rys. 4. obszar maksymalnej przestrzeni roboczej pozycjonera „h” fig.  4. the maximum work space of a type-h positioner synchronizacja z ruchami robota pozwala na ciągłą obróbkę, np. spawanie, wzdłuż złożonych trajektorii. typowo, obydwa stanowiska robocze (wrzeciona) rozdzielone są sztywną przegrodą, konieczna z uwag na zapewnienie bezpieczeństwa obsługi i osób postronnych. istnieją dwie odmiany funkcjonalne pozycjonerów typu „h”: – z pionową osią zmiany stanowisk roboczych i będąca przedmiotem opracowania, rzadziej spotykana wersja z poziomą osią zmiany stanowisk roboczych, równoległą do dwóch pozostałych. drugie rozwiązanie daje szereg korzyści (tabl. iii, rys. 4 i 5): – lepsze usytuowanie obiektu w stosunku do zasięgu ramienia robota, uzyskane dzięki skośnej (a rzadziej regulowanej) pozycji spoczynkowej belki ze stołami roboczymi (tabl. iii), – nie jest wymagana dodatkowa przestrzeń na operację zmiany stanowisk roboczych (rys. 4), – pozycja montażowa robota i pozostałego osprzętu stanowiska nie jest kolizyjna z operacją zmiany stanowisk roboczych. w tablicy i zebrano główne parametry i funkcje użytkowe dla opracowywanego typoszeregu pozycjonerów typu „h”. przyjęto m.in. dwa zakresy nośności: 300 i 1000 kg, (dwie jednostki podstawowe). najlepsze usytuowanie obiektu w sto sunku do zasięgu ramienia robota uzyskane będzie dzięki innowacyjnej, regulowanej pozycji spoczynkowej obrotowej belki ze stołami roboczymi (skokowo). maksymalne gabaryty manipulowanych obiektów muszą się zawrzeć w obrębie przyjętej, maksymalnej przestrzeni roboczej, zdefiniowanej na 1,5 x 4,0 m (średnica/długość), jednakowo dla obydwu maszyn – 300 i 1000 kg (rys. 4). podstawa pozycjonera stół roboczy rama „h” przegubowy lub wymienny łącznik ramy a1 a2c a1 a2c oś zmiany stanowisk oś obrotu stołu a1 a2 w c h s stół roboczy przestrzeń zmiany stanowisk roboczych przestrzeń robocza 89przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 tory jezdne tory jezdne to liniowe maszyny manipulacyjne zapewniające lokomocję robotów zamocowanych do ruchomej platformy jezdnej (ruchy ustawcze i/lub robocze, nawet równocześnie z ruchami robota), jako zewnętrzne osie robota [1,4]. lokomocja dotyczyć może zarówno nieruchomo stojących robotów, jak i dynamicznie poruszających się w trakcie jazdy na torze. wśród głównych parametrów i właściwości użytkowych torów wymienić należy: – konfiguracja montażowa toru – podłogowa lub bramowa (dla krótszych torów także wysięgnikowa); – pozycja montażowa robota – stojąca dla podłogowych oraz naścienna i podwieszana dla bramowych (wysięgnikowych); – efektywny zasięg toru; – powtarzalność pozycjonowania; – nośność adekwatna do ciężaru i nośności robota oraz realizowanego zadania; – budowa monolityczna lub modułowa. tory jezdne są niezbędnym wyposażeniem robota, którego zasięg (przestrzeń robocza) nie jest wystarczający do realizacji zadania produkcyjnego. możliwe są przy tym dwa główne warianty funkcjonalne: robot jest przestawiany (ruchem ustawczym toru) do nowej pozycji, lub manipuluje równocześnie z ruchem na torze (ruch ustawczy toru), w wyniku czego jego przestrzeń robocza ulega faktycznemu powiększeniu. dzięki temu możliwe staje się operowanie wobec obiektów o znacznych rozmiarach i znajduje zastosowanie np. podczas spawania łukowego, cięcia termicznego czy obsługi pras krawędziowych. w nowoczesnych rozwiązaniach torów jezdnych przekazywanie napędu następuje pomiędzy kołem zębatym silnika umieszczonego na platformie jezdnej robota a zębatką rozłożoną wzdłuż belki toru. w przeciwieństwie do stosowanych wcześniej przekładni śrubowo-tocznych, mniej popularnych przekładni pasowych oraz napędów pneumatycznych, rozwiązanie to daje swobodę w wydłużaniu toru (przez dodawanie kolejnych modułów), a także umożliwia niezależną jazdę więcej niż jednego robota na tym samym torze. dodatkową, chociaż rzadziej wykorzystywaną korzyścią z zastosowania przekładni zębatkowej jest możliwość przewożenia manipulowanych obiektów czy osprzętu na przedłużonej lub uzupełnionej o specjalny moduł platformie jezdnej robota. w tablicy i zebrano główne parametry i funkcje użytkowe dla opracowywanego systemu torów jezdnych o budowie modułowej. przyjęto m.in. dwa zakresy nośności: 250 i 500 kg, (dwie jednostki podstawowe). zasięg (długość) toru zależny będzie od liczby złożonych modułów w układzie podłogowym (pozycja stojąca robota) i bramowym (pozycja jazdy naścienna lub odwrócona). możliwa będzie jazda jednego lub dwóch (niezależnie) robotów na jednym torze. przewidziano innowacyjny, dołączany do platformy jezdnej moduł transportujący osprzęt technologiczny (np. spawalnicze źródła zasilające łuk, zasobniki drutu elektrodowego, urządzenia do czyszczenia i kalibracji efektora – organu roboczego, zasobniki części do montażu itp.), przyczyniający się do zwiększenia zasięgu lokomocji i efektywność stanowiska. analizowany jest moduł dołączany do platformy jezdnej robota i jeżdżący po torze lub mocowany poprzecznie do kierunku jazdy. sposobem na obniżenie ceny torów i podniesienie ich atrakcyjności użytkowej, a zarazem zwiększenie potencjału produkcyjnego integratora, będzie opracowanie innowacyjnej konstrukcji modułowej. system modułowy torów jezdnych oparty będzie na zunifikowanych komponentach (rys. 6), pozwalających na budowę lub przyszłą przebudowę w obrębie opracowanych wariantów, w tym w oparciu o: – moduły belek toru jezdnego 2,5 i 5,0 m, – moduły słupów nośnych (końcowych, pośrednich), – moduły platform jezdnych, – moduły transportujące osprzęt. studium zależności materiałowych  i konstrukcyjnych mes końcowym etapem studium projektowego manipulatorów było wyodrębnienie i wstępna weryfikacja głównych komponentów konstrukcyjnych poszczególnych maszyn – belek nośnych w oparciu o metodę elementów skończonych (mes) [9,10]. celem takiego działania było wsparcie fazy projektowej cad, w tym próba unifikacji zespołów konstrukcyjnych. słuszność takiego postępowania wykazano w szeregu wcześniejszych prac badawczo-wdrożeniowych [2,3,6]. do wstępnej analizy przyjęto belki w postaci rur stalowych, kwadratowych oraz prostokątnych (ze stali st3, st5, 18g2a), o następujących wymiarach (mm): 1) 200 x 200 x 8; 2) 200 x 100 x 5; 3) 80 x 80 x 4; 4) 100 x 100 x 4; 5) 150 x 150 x 6; 6) 200 x 200 x 10; 7) 300 x 200 x 6; przyjęto również, na wstępnym etapie badań, dwa rodzaje zamocowania rur: jednostronne sztywne oraz dwustronne sztywne (rys. 7), odpowiadające warunkom pracy belki nośnej toru jezdnego, poziomej belki ramienia „l” oraz belki dźwigającej stoły w pozycjonerze „h”. do obliczeń przyjęto pięć wariantów różniących się długością belek oraz masą obciążenia i jej położeniem, zgodnie z przeprowadzoną analizą głównych zespołów mechanicznych opracowywanych manipulatorów. wszystkie analizowane warianty zamieszczono w tablicy iv. siły wynikające z masy obciążenia wynoszą odpowiednio: – f1=q•a= 300 kg•-9,81 m/s2 = -2943 n – f2=1000•-9,8= -9810,0 n – f3=250•-9,81= -2452,5 n – f4=500•-9,81= -4905,0 n oprócz sił wynikających z masy obciążenia, w obliczeniach uwzględniono także obciążenie wynikające z masy samych belek. podstawowe właściwości materiałowe przyjęte do obliczeń są identyczne dla wstępnie zaplanowanych materiałów: – moduł younga e = 205000 mpa – liczba poissona υ = 0,3 – gęstość ρ = 7850 kg/m3 rys. 6. główne komponenty systemu modułowego torów jezdnych fig. 6. main components of the modular system of moving tracks moduł platformy jednej z napędem moduł transportujący osprzęt moduły słupów lub cokołów moduły belek toru 90 przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 rys. 7. schemat obciążenia oraz zamocowania belki: a) jednostronne, b) dwustronne fig. 7. the loading scheme of a one-sided (a) and two-sided (b) fixed beams rys. 9. wpływ rodzaju belki na wielkość jej przekroju oraz momentu bezwładności fig. 9. effect of beam type on its cross-sectional dimension and moment of inertia rys. 10. wpływ rodzaju i wielkości przekroju belki (momentu bezwładności) na wielkość ugięcia belki dla różnej długości belki (obciążenie 250 kg dla l = 0,8 m i 300 kg dla pozostałych długości) fig. 10. effect of the type and cross-section size (moment of inertia) on the beam deflection for different beam lengths (load 250 kg for l = 0,8 m and 300 kg for the remaining length) rys. 8. przykładowy model belki prostokątnej z podparciem jednostronnym fig. 8. an example of the rectangle beam model fixed at one side parametr zestawienie długości belek i założonych obciążeń wariant a wariant b wariant c wariant d wariant e l1 [m] 0,8 1,2 1,6 l2 [m] 2,5 5,0 q [kg] – 250 300 – – 500 1000 – tablica iv. warianty długości belek oraz obciążenia table  iv. combinations of the beam length and loading used for analysis obliczenia zachowania się belek pod obciążeniem zrealizowano przy pomocy oprogramowania opartego na metodzie elementów skończonych (mes), przyjmując dane (wymiary, momenty bezwładności) dla analizowanych przekrojów belek z bazy danych programu [9]. na rysunku 8 przedstawiono przykładową wizualizację jednej z analizowanych belek o przekroju prostokątnym. w celu zapewnienia największej sztywności, modele z belkami prostokątnymi obciążano zgodnie z kierunkiem dłuższej osi (osi y na rys. 8). potwierdzono to w toku badań wstępnych. na rysunkach 9÷12 przedstawiono końcowe wyniki analiz szczegółowych, którym poddano wszystkie warianty zestawione w tablicy iv. na wykresach zestawiono wyodrębnione rodzaje belek w odniesieniu do ich wyznaczonych przekrojów, momentów bezwładności, ugięć i ciężarów (różne zestawienia). widać, że dla belek kwadratowych wzrostowi ich przekroju poprzecznego towarzyszy wzrost momentu bezwładności. odpowiednio zorientowane względem obciążenia belki z rur o przekroju prostokątnym mogą wykazywać korzystniejsze zachowanie w stosunku do podobnych rur o przekroju kwadratowym, uzyskując niższe ugięcia pod podobnym obciążeniem. mniejszy przekrój rury prostokątnej, dla którego ugięcie belki jest zmniejszone, prowadzi także do obniżenia ciężaru całej belki. m om en t b ez w ła dn oś ci  [m 4 ] rodzaj belki u gi ęc ie  b el ki  [m m ] m om en t b ez w ła dn oś ci  [m 4 ] rodzaj belki p rz ek ró j [ m 2 ] l1 y y x x f f l2 a) b) 91przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 podsumowanie i wnioski  przyjęte, referencyjne parametry manipulatorów pozwolą na opracowanie i wdrożenie maszyn o najwyższej funkcjonalności. przy ich projektowaniu warto dodatkowo przeanalizować możliwość wyodrębnienia wspólnych podzespołów, mogących być bazą dla różnych maszyn. takimi zespołami mogłyby być np. różne konfiguracje stołu z piastą napędową (tabl. v). należy oczywiście uwzględnić parametry użytkowe właściwe dla danego typu manipulatora. przeprowadzone studium zależności materiałowych i konstrukcyjnych metodą elementów skończonych (mes) dało konstruktorom szereg informacji przyczyniających się do znacznego przyspieszenia procesu projektowania, a w przyszłości skróci i uprości proces szczegółowej analizy wytrzymałościowej mes. w badaniach wykazano, w niektórych przypadkach, przewagę rur o profilu prostokątnym nad kwadratowym. należy jednak zauważyć, że w przypadku ruchomych zespołów manipulatorów zmieniać się będzie kierunek działania sił w stosunku do chwilowej orientacji obciążanego przekroju belki. dotyczy to np. poziomego ramienia belki „l”. w takim przypadku wskazane wydaje się zastosowanie belek o przekrojach symetrycznych – kwadratowych. przeprowadzone studium doboru podzespołów i mechanizmów specjalnych i prefabrykowanych (pominięte w artykule) potwierdziło dostęp do szerokiej gamy wysokiej jakości gotowych komponentów, przydatnych do budowy manipulatorów. ich prawidłowy dobór wymaga jednak poznania jak najszerszej oferty oraz przeprowadzenie szczegółowej analizy wymiarowej i wytrzymałościowej, a także ekonomicznej. rys. 11. wpływ rodzaju i przekroju rury na ciężar belki fig. 11. effect of pipe type and cross-secion on the beam weight rys. 12. wpływ rodzaju i długości rury na ciężar i ugięcie maksymalne belki fig. 12. effect of pipe type and length on the weight and maximum beam deflection tablica v. . różne konfiguracje podzespołu: stół – piasta napędowa, w odniesieniu do możliwości zastosowania w poszczególnych manipulatorach typu „l” oraz „h” table v. various configurations of the manipulator subassembly: table – drive hub, for use in individual type-l and type-h manipulators zestaw komponentów podzespołu stół roboczy + + + piasta stołu + + + korpus piasty + + ramię + szkic podzespołu wykorzystanie w pozycjonerze „l” napęd stołu roboczego napęd stołu roboczego z poziomą belką ramienia „l” wykorzystanie w pozycjonerze „h” napęd stołu roboczego napęd stołu roboczego z poziomą belką ramienia „h” napęd osi zmiany stanowisk napęd osi zmiany stanowisk z pionowym słupem korpusu u gi ęc ie  b el ki  [m m ] c ię ża r b el ki  [k g] rodzaj belki c ię ża r b el ki   [ kg ] rodzaj belki p rz ek ró j [ m 2 ] 92 przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 literatura [1] cegielski p. rozdziały: 7.2.1 pozycjonery spawalnicze, 7.4.3 zewnętrzne osie, w: technika spawalnicza w praktyce. poradnik inżyniera konstruktora i technologa, red. k. ferenc, warszawa, verlag dashofer 2015. [2] cegielski p., golański d. i inni: modelowanie i wdrożenie wysięgników do lokomocji robotów przemysłowych, przegląd spawalnictwa, vol. 87, nr 1, 2015, s. 6-13. [3] cegielski p., golański d. i inni: nowe konstrukcje i metody projektowania zewnętrznych osi do lokomocji robotów przemysłowych, par 7-8/2013, s. 90-95. [4] cegielski p., kolasa a., sarnowski t.: nowe konstrukcje pozycjonerów jako zewnętrznych osi robotów przemysłowych, przegląd spawalnictwa, vol 88, nr 1, 2016. [5] cegielski p., kolasa a., sarnowski t.: pozycjonery i tory jezdne – nowe rozwiązania zewnętrznych osi robotów przemysłowych. problemy robotyki t. 1. prace naukowe. elektronika. z.166. ow politechniki warszawskiej, warszawa 2008, s. 357-366. [6] golański d., cegielski p., giżyński p., kolasa a.: modelowanie numeryczne ugięcia podstawy robotów przemysłowych, przegląd spawalnictwa, vol. 86, nr 6, 2014, s. 34-41. [7] honczarenko j.: roboty przemysłowe. budowa i zastosowanie, wnt warszawa 2011. [8] kruczyński m.: zrobotyzowane stanowiska spawalnicze – przykłady konfiguracji, biuletyn automatyki 3/2008, astor, s. 20-22. [9] lusas modeller user manual v.14.0. fea ltd. uk. [10] r.d. cook. finite element modelling for stress analysis. john wiley, 1995 201405_pspaw_5584.pdf 23przegląd spawalnictwa 5/2014 ocena rozwoju uszkodzenia zmęczeniowego na podstawie zmian odkształcenia i parametrów prądowirowych w kolejnych cyklach obciążenia fatigue damage growth evaluation based   on changes in the strain and eddy current   parameters in the subsequent cycles load dr inż. dominik kukla, mgr inż. paweł grzywna – pan, mgr inż. radosław karczewski – politechnika warszawska. autor korespondencyjny/corresponding author: dkukla@ippt.pan.pl streszczenie w pracy zaprezentowano wyniki badań nad opracowaniem metodyki ilościowej oceny rozwoju uszkodzenia zmęczeniowego wysokostopowej stali x10crmovnb9-1 z wykorzystaniem nieniszczącej techniki diagnostycznej – metody prądów wirowych. w oparciu o procedurę charakteryzowania stopnia degradacji zmęczeniowej na podstawie zmierzonych wartości odkształceń średnich oraz odkształceń plastycznych w kolejnych cyklach obciążenia zdefiniowano odkształceniowy współczynnik uszkodzenia zmęczeniowego (φ) opisujący dynamikę zmian odkształcenia w kolejnych cyklach. wyznaczone w ten sposób parametry uszkodzenia skorelowano z wynikami pomiarów kąta fazowego sygnału prądowirowego mierzonego w ustalonych etapach procesu zmęczenia, przy amplitudzie naprężenia w zakresie 360÷420 mpa. na podstawie opracowanych procedur pomiarowych uzyskano wyniki wskazujące na możliwość identyfikacji i lokalizacji uszkodzenia zmęczeniowego we wczesnym etapie jego rozwoju, jak również na ilościową ocenę stopnia degradacji w oparciu o zdefiniowany parametr uszkodzenia oraz wyniki uzyskane za pomocą nieniszczącej techniki diagnostycznej. słowa kluczowe: pękanie zmęczeniowe, spoiny, odkształcenia, prądy wirowe abstract this paper presents the results of the work on the quantitative method for evaluation the fatigue damage development of the high alloy steel x10crmovnb9-1 by eddy current testing. the degree of fatigue degradation described by measured values of the deformation (mean deformation and nonelastic deformation) of load cycles. the basis on this measurement defined fatigue damage strain indicator (fdsi-φ), which described changes of strain dynamic in the fatigue tests. the damage parameters determined in this way are correlated with the results of measurements the eddy current phase angle, which was measured in the selected cycles of fatigue, in the range of stress amplitude 360÷420 mpa. the results indicate the possibility of identification and location of fatigue damage at an early stage of its development, as well as to quantities description of the degree of degradation based on defined damage parameter correlated with the results obtained by using non-destructive diagnostic technique. keywords: fatigue damage, weld, strain, eddy current dominik kukla paweł grzywna radosław karczewski 24 przegląd spawalnictwa 5/2014 wstęp ocena stanu degradacji w elementach konstrukcji stalowych jest zagadnieniem trudnym, odpowiedzialnym oraz niezwykle istotnym z punktu widzenia diagnozowania trwałości eksploatacyjnej konstrukcji. jednym ze zjawisk wpływających na dynamikę rozwoju uszkodzenia konstrukcji są zmiany stanu naprężenia pod wpływem obciążeń eksploatacyjnych (zarówno mechanicznych, jak i termicznych oraz środowiskowych) oraz zmiany mikrostrukturalne nimi wywołane. podejmowane są liczne starania zmierzające do opracowania nowych technik nieniszczących, które pozwoliłyby szybko i skutecznie ocenić stopień wyeksploatowania konstrukcji na podstawie oceny stanu naprężenia, rozszerzając tym samym zakres stosowanych obecnie metod obejmujących m.in. tensometrię oporową i mechaniczną czy metody rentgenowskie. w ostatnich latach zostały podjęte próby wykorzystania diagnostyczno-pomiarowej metody prądów wirowych do nieniszczących pomiarów naprężeń własnych i eksploatacyjnych w wierzchnich warstwach niektórych elementów konstrukcyjnych. w badaniach tych wykorzystywane są zaawansowane metody analizy mikrostruktury oraz właściwości wytrzymałościowych z wykorzystaniem m.in. mikroskopii świetlnej i elektronowej, badań ultradźwiękowych oraz emisji akustycznej. w nurt tych badań wpisuje się metoda prądów wirowych, za pomocą której możliwy jest nie tylko monitoring zmian stanu naprężeń w elementach obciążanych zmęczeniowo, ale także ocena stopnia uszkodzenia zmęczeniowego. prądy wirowe są powszechnie wykorzystywane do diagnostycznych badań defektoskopowych, gdzie celem jest identyfikacja i lokalizacja nieciągłości, najczęściej w postaci pęknięć eksploatacyjnych w materiałach metalicznych. w realizacji niniejszego projektu została ona wykorzystana na poziomie subtelnych zmian charakterystyki materiału spójnego, bez pęknięć. dzięki temu wykazano zależność parametrów prądowirowych, takich jak kąt fazowy wzbudzanego w materiale sygnału, nie tylko od zmiany stanu naprężeń własnych, ale też od innych czynników związanych z procesami degradacji mikrostruktury w warunkach obciążeń zmęczeniowych. rozwój badań z wykorzystaniem techniki prądów wirowych pozwala m.in. na ocenę stanu naprężeń własnych w konstrukcji zbiorników i przewodów rurowych. badania tego typu służą np. do oceny i wyznaczania miejsc o największym wytężeniu materiału jako obszarów, które należy poddać szczegółowej kontroli podczas pracy instalacji ciśnieniowych. w zakresie pomiaru naprężeń metoda prądów wirowych stosowana jest także do oceny efektu odprężania spoin, do oceny stanu naprężeń w pokrywach turbin pracujących w podwyższonych temperaturach oraz do oceny stanu naprężeń kół kolejowych po obróbce osadzania wciskowego [1]. pewnym ograniczeniem jest powierzchniowy charakter metody prądów wirowych, co nie wyklucza aplikowania jej do oceny stopnia uszkodzenia zmęczeniowego elementów cienkościennych. badanie stanów podpowierzchniowych jest także wystarczające do określenia maksymalnego wytężenia w obiektach użytkowych [2, 3]. z tego względu możliwe jest zastosowanie omawianej metody do weryfikacji stanu naprężeń oraz monitorowania procesów generowanych zmianami tych stanów. problem degradacji struktury materiałów wywołanej zmiennymi obciążeniami mechanicznymi i termicznymi jest istotny zarówno z punktu widzenia bezpieczeństwa, jak i kosztów eksploatacji instalacji przemysłowych. przykładem takich instalacji mogą być instalacje energetyczne pracujące w warunkach wysokiego ciśnienia i temperatury. ciągły tryb pracy tych instalacji stwarza konieczność monitorowania ich stanu i oceny rozwoju zniszczenia. obecnie stosowane metody diagnostyczne, oparte głównie na metodach nieniszczących, pozwalają zidentyfikować wady materiałowe w postaci nieciągłości mikrostruktury (pustki, pęknięcia), w ostatnim etapie rozwoju procesu degradacji, bezpośrednio przed utratą spójności. dlatego ocena stanu technicznego wymaga opracowywania szczegółowych programów kontroli eksploatacyjnej konstrukcji i urządzeń zabezpieczających przed niespodziewanymi awariami. wzbogacenie tego typu programów o możliwość ilościowej oceny stopnienia zniszczenia na etapie poprzedzającym powstawanie pęknięć w skali makro pozwoli zaoszczędzić wielu działań o charakterze profilaktycznym, niezbędnych z punktu widzenia bezpiecznej pracy instalacji. opracowana metodyka ilościowego opisu uszkodzenia opiera się na założeniu nieliniowej odpowiedzi materiału w kolejnych cyklach obciążenia o stałej amplitudzie naprężenia. oznacza to zmienną dynamikę rozwoju degradacji w całym procesie zmęczenia, której wzrost intensyfikowany jest w końcowym etapie obciążenia, generując lokalne zmiany w rozkładzie naprężenia. ilościowo zdefiniowana wartość uszkodzenia korelowana ze zmierzonymi wartościami parametrów prądowych pozwala w sposób pośredni, ale za to nieniszczący ocenić stopnień zdegradowania materiału pod wpływem zmiennych obciążeń cyklicznych. materiał i zakres badań badania prowadzono na próbkach żarowytrzymałej stali stopowej x10crmovnb9-1 (p91), stosowanej w budowie kotłowych przegrzewaczy pary, zbiorników pary, zbiorników ciśnieniowych i rurociągów pary z przeznaczeniem do pracy w zakresie temperatury do 650°c. próbki do badań pobrano z nowego, nieeksploatowanego rurociągu, a w tablicy i zamieszczono wyniki jego analizy chemicznej, wskazujące na zgodność zawartości pierwiastków stopowych z zakresem normowym. 25przegląd spawalnictwa 5/2014 próbki do badań do wykonania badań zmęczeniowych, skorelowanych z badaniami nieniszczącymi metodą prądów wirowych, opracowano geometrię próbek (rys. 1) umożliwiającą pomiar sondą do badań et, przy zachowaniu wydłużonej części pomiarowej celem uniknięcia lokalizacji uszkodzenia w jednym, najmniejszym przekroju próbki. w celu stwierdzenia możliwości wykorzystania metody prądów wirowych do oceny stopnia degradacji wykonano początkowo płaskie próbki klepsydryczne, w których kumulacja uszkodzeń zachodzi w przewężeniu próbki i w tym miejscu wykonano pomiary zmian kąta fazowego w kolejnych cyklach obciążenia. na tej podstawie stwierdzono wpływ stopnia uszkodzenia (zdefiniowanego wstępnie liczbą cykli) na wartość kąta fazowego sygnału prądów wirowych (eddy current – et). to z kolei pozwoliło podjąć badania nad możliwością nie tylko identyfikacji, ale i lokalizacji miejsc o największym stopniu uszkodzenia zmęczeniowego za pomocą pomiaru kata fazowego sygnału et. dalsze badania prowadzono więc na próbkach o wydłużonej części pomiarowej, o geometrii pokazanej na rysunku 1, gdzie umiejscowienie kumulacji uszkodzenia uwarunkowane jest nie tylko karbem geometrycznym, ale i strukturalnym. szerokość części pomiarowej próbek zmęczeniowych badanych z wykorzystaniem metody prądów wirowych zdeterminowana była średnicą najmniejszej dostępnej sondy stykowej do badań et. pierwiastek stopowy c mn cr mo v ni cu si s p próbki badane 0,12 0,39 8,31 0,82 0,29 0,18 0,15 0,25 0,006 < 0,001 pn 10216-2: 2004 0,08÷0,12 0,3÷0,6 8÷9,5 0,85÷1,1 0,18÷0,25 < 0,4 < 0,3 0,2÷0,5 < 0,01 tablica i. zawartość pierwiastków stopowych w próbkach ze stali p91 przed i po eksploatacji oraz wg pn table i. alloying elements contents in the specimens of p91 steel before and after operating and acc. to polish standards rys. 1. geometria próbki do badań zmęczeniowych z wydłużoną częścią pomiarową do lokalizacji uszkodzenia na podstawie zmian parametrów prądowych fig. 1. geometry of fatigue testing specimen with elongated measurement part for fracture identification based on current value change badania wytrzymałościowe w celu wyznaczenia podstawowych parametrów wytrzymałościowych niezbędnych do opracowania programu testów zmęczeniowych przeprowadzono statyczną próbę rozciągania na próbce o geometrii jak na rysunku 1. wynik pokazano na rysunku 2. badania zmęczeniowe próbek ze stali x10crmovnb9-1 (p91) wykonano na maszynie wytrzymałościowej mts 858, z zakresem siły osiowej +/25 kn i momentu skręcającego +/200 nm, wyposażonej w sterownik cyfrowy teststar ii. maszyna była sterowana za pomocą oprogramowania mts teststar v. 4.0d + testwaresx v. 4.0d oraz 790.20 fatigue test application. podczas badań sterowanie odbywa się przez przemieszczenie trawersu maszyny, siłą lub odkształceniem próbki odczytywanym z tensometrów elektrooporowych przyklejanych do powierzchni pomiarowej próbki lub ekstensometrów mocowanych na próbce. możliwe jest również wykorzystanie do sprzężenia zwrotnego sygnału przeliczeniowego takiego jak naprężenie lub odkształcenie niesprężyste. w przypadku testów zmęczeniowych próbek wykonanych ze stali p91 zastosowane zostało sterowanie siłą, a rejestrowana była odpowiedź materiału na zadane obciążenie w postaci odczytów z ekstensometru mocowanego do powierzchni pomiarowej próbki. rys. 2. krzywa rozciągania i parametry wyznaczone na jej podstawie fig. 2. tensile strength curve and based on it measured parameters rys. 3. krzywa wöhlera dla próbek ze stali p91 w stanie dostawy fig. 3. wöhler curve for as delivered p91 steel specimen 26 przegląd spawalnictwa 5/2014 na podstawie wyznaczonej w próbie rozciągania wartości umownej granicy plastyczności r0,2 określono zakres obciążeń zmęczeniowych wynoszący 300÷420 mpa. obciążenie realizowano przy sterowaniu siłą i zachowaniu zerowej wartości średniej w cyklu i stałej wartości amplitudy naprężenia dla danej próbki. zastosowano wahadłowy cykl obciążenia (σm = 0) z częstotliwością wynoszącą 20 hz. testy zmęczeniowe próbek do badań nieniszczących były zatrzymywane w różnych etapach rozwoju uszkodzenia zmęczeniowego, ze szczególnym zagęszczeniem w końcowym etapie, gdzie następuje gwałtowny przyrost odkształceń związanych z inicjacją mikropęknięć i tworzeniem się szczeliny dominującej. uzyskane w ten sposób próbki miały wysoki poziom skumulowanych odkształceń, a jednocześnie nie uległy dekohezji i nadawały się do badań nieniszczących. w niektórych przypadkach nastąpiły pęknięcia próbek, które zostały zidentyfikowane i zlokalizowane dzięki możliwościom metody et. na rysunku 3 przedstawiono charakterystykę zmęczeniową, która pozwoliła na weryfikację parametrów zatrzymywanych testów zmęczeniowych realizowanych w połączeniu z metodą et. badania metodą prądów wirowych próby oceny stopnia uszkodzenia próbek pod wpływem zmiennych obciążeń cyklicznych dokonano na aparacie miz 27 si firmy zetec przy zastosowaniu sond ołówkowych o zakresie częstotliwości od 5 khz do 1 mhz. zakres częstotliwości wynikał z możliwości zastosowania jedynie sond o małej średnicy, umożliwiających pomiar w części pomiarowej próbek o szerokości 6 mm. parametry pomiarów (wzmocnienie, napięcie) dobrane były pod kątem optymalnego zobrazowania zmian kąta fazowego. wartość kąta fazowego sygnału prądowirowgo zależy od właściwości elektrycznych i magnetycznych, a w szczególności od przewodności elektrycznej i przenikalności magnetycznej. subtelne zmiany tych parametrów wywołane zmianą stanu naprężenia, lokalną zmianą składu czy gęstości wpływają na wartość kąta fazowego. dlatego też podjęto próby oceny zmian kąta fazowego w funkcji uszkodzenia zmęczeniowego determinowanego amplitudą naprężenia i liczbą cykli. pod wpływem cyklicznych obciążeń zmiennych w materiale próbki zachodzą zmiany możliwe do ilościowej oceny z wykorzystaniem prądów wirowych. pomiaru kąta fazowego dokonano z wykorzystaniem oprogramowania dostępnego w aparacie firmy zetec (rys. 4). mierzono kąt krzywej oddalenia dla próbki przed testem zmęczeniowym oraz po zatrzymaniu próbki dla różnych parametrów zmęczenia (amplituda naprężenia, liczba cykli). dla każdego stanu próbki dokonywano pomiaru kąta nachylenia, względem krzywej lift-off (linia pozioma skierowana w lewo), stycznej do krzywej oddalenia. badania z wykorzystaniem metody prądów wirowych prowadzono w trakcie obciążeń cyklicznych w czasie zatrzymań po ustalonej liczbie cykli zmęczeniowych. pomiarów kąta fazowego dokonywano w pięciu miejscach na każdej z dwóch stron próbki, według schematu pokazanego na rysunku 5. dzięki temu wartość kąta fazowego od sygnału z trzech miejsc części pomiarowej, gdzie koncentrują się odkształcenia, można korelować z wartością kąta w miejscach o zerowej (w przybliżeniu) wartości odkształceń. pomiar kąta w części pomiarowej realizowany był w miejscach, gdzie dochodziło do pękania próbek, tzn. w części środkowej oraz miejscach przewężenia (z obu stron próbki). na podstawie wykonanych prób oceny stopnia zniszczenia zmęczeniowego próbek ze stali p91 za pomocą techniki prądów wirowych można zauważyć, że proces zmęczenia w warunkach obciążeń wysokocyklowych powoduje nieznaczne, ale zauważalne zmiany kąta fazowego sygnału prądowirowego dla sygnału typu lift-off. zmiany te są największe dla najwyższej amplitudy obciążenia (400 mpa) i wynoszą ok. 3,5o dla zmian kąta prostej aproksymującej sieczną i ok. 4,0o dla prostej stycznej. najmniejsze zmiany zarejestrowano na próbce poddanej zmęczeniu pod obciążeniem 300 mpa (najniższa zastosowana wartość amplitudy naprężenia), gdzie różnice w kącie pomiędzy stanem początkowym i stanem po teście wynosiły ok. 0,5o dla obu parametrów kątowych. wykonano opracowania wyników zmian kąta fazowego sygnału prądowirowego w zależności od amplitudy naprężenia zmęczeniowego oraz zmiennej liczby cykli przy stałej amplitudzie obciążenia. na tej podstawie wykazano, że wyższe wartości amplitudy naprężenia rys. 4. metodyka pomiaru kąta fazowego w oparciu o aproksymację liniową sygnału lift-off fig. 4. phase angle measurement method acc to line approximation of „lift-off” signal rys. 5. szkic obrazujący miejsca wybrane do pomiarów kąta fazowego krzywej oddalenia sygnału et fig. 5. the scheme of measurement location of curve of et signal distance phase angle measurement location 27przegląd spawalnictwa 5/2014 rys. 6. zależność wielkości kąta fazowego od amplitudy naprężenia dla próbek przed pęknięciem i ze wskazaniami nieciągłości fig. 6. the function of value of chase angle measurement and stress amplitude for specimen before cracking and with defects indication generują w próbkach zmęczeniowych stan większych naprężeń resztkowych, co z kolei prowadzi do uzyskania większych wartości zmian kąta fazowego. wynika z tego, że głównym czynnikiem determinującym możliwość oceny stopnia uszkodzenia zmęczeniowego jest poziom naprężeń własnych skumulowanych w próbce pod wpływem zmiennych obciążeń cyklicznych. po wykonaniu pomiarów zmian kąta fazowego wszystkie próbki zostały poddane standardowym badaniom defektoskopowym w celu identyfikacji i lokalizacji pęknięć. w wyniku tych badań stwierdzono występowanie pęknięć w części pomiarowej dwóch próbek. dla tych próbek kąt fazowy wykazywał mniejszą wartość w porównaniu z resztą próbek. to potwierdziło przypuszczenie o zależności kąta od stanu naprężeń własnych w próbce, ponieważ można założyć, że pęknięcie spowodowało relaksacje próbek. efekt ten jest przedstawiony na rysunku 6, gdzie pokazano wyniki pomiarów wielkości kąta dla próbek po testach zmęczeniowych zakończonych przed pęknięciem próbki. pomiar kąta dał dużą rozbieżność wyników, jednak po badaniach defektoskopowych powierzchni próbek stwierdzono w dwóch przypadkach pęknięcia w strefie pomiarowej, które wpłynęły na wartość zmierzonego kąta przez wywołanie częściowej relaksacji naprężeń resztkowych skumulowanych w wyniku obciążeń cyklicznych. opierając się na powyższym wyniku można uznać, że pomiar kąta fazowego próbek po różnej liczbie cykli pozwala nie tylko na ocenę zmian stanu naprężenia, ale także niesie informację o zmianach właściwości i/lub mikrostruktury wynikających z procesów degradacji wywołanych zmęczeniem. mechanizm uszkodzenia zmęczeniowego i opis ilościowy monitorowanie zmian właściwości mechanicznych zachodzących pod wpływem obciążeń cyklicznych wymaga rejestracji naprężenia i odkształceń części pomiarowej próbki w kolejnych cyklach obciążenia. zachowanie metali w zakresie zmęczenia można podzielić na dwa zasadnicze typy pod względem mechanizmów rozwoju uszkodzeń [7]. zachowanie pierwszej grupy metali pod wpływem obciążeń cyklicznych jest opisane cykliczną plastycznością generowaną mikropoślizgami poprzedzającymi powstanie pasm poślizgów. typowym zachowaniem tej grupy metali jest zwiększająca się szerokość pętli histerezy wykresu naprężenie – odkształcenia jak uwidoczniono na rysunku 7. w kolejnych cyklach zwiększa się odkształcenie niesprężyste odzwierciedlające szerokość pętli histerezy przy utrzymywaniu stałej, równej zeru wartości średnich odkształceń w cyklu. zwiększanie się odkształceń niesprężystych w kolejnych cyklach jest związane ze zwiększaniem się amplitudy odkształceń i zmniejszaniem się granicy plastyczności w kolejnych cyklach. rys. 7. zmiany zmęczeniowych pętli histerezy dla metali o dominującym mechanizmie deformacji w postaci pasm poślizgów prowadzących do efektów cyklicznej plastyczności. fig. 7. changes fatigue hysteresis loop for metals with the dominant deformation mechanism in the form of slip bands leading to the effects of cyclic plasticity. rys. 8. zmiany zmęczeniowych pętli histerezy dla metali zdominowanych lokalnymi mechanizmami wokół wad struktury prowadzącymi do efektów ratchetingu fig. 8. changes fatigue hysteresis loops for metal-dominated local mechanisms around the defect structure leading to ratcheting effects 28 przegląd spawalnictwa 5/2014 każda z tych wielkości – odkształcenie niesprężyste, amplituda odkształcenia i granica plastyczności może być miarą rozwoju uszkodzeń wykorzystaną do wyznaczenia wartości parametru uszkodzeń w kolejnych cyklach obciążenia. zachowanie drugiej grupy metali pod wpływem obciążeń cyklicznych jest opisane przez ratcheting generowany lokalnymi odkształceniami wokół pustek, wtrąceń niemetalicznych i innych wad struktury. zmiana wykresu naprężenie–odkształcenie w kolejnych cyklach jest uwidoczniona na rys. 8. szerokość pętli histerezy i amplituda odkształceń nie zmieniają się w kolejnych cyklach, a rośnie tylko średnie odkształcenie w cyklu. pętla histerezy o stałej szerokości przesuwa się w miarę narastania liczby cykli. parametr uszkodzenia może być w tym przypadku utożsamiany z wartością średniego odkształcenia w cyklu. proces rozwoju uszkodzeń jest zdominowany początkowym rozkładem i wielkością wad [6]. lokalne deformacje wokół wad i twardych wtrąceń niemetalicznych mają niesymetryczny charakter przy zmianie kierunku naprężenia. globalne zmiany odkształceń w objętości próbki mogą rozwijać się w obu kierunkach. trwałe odkształcenia w kolejnych cyklach mogą narastać, jak to pokazano na rysunku 8 lub mogą się zmniejszać, ale mechanizmy wywołujące niesymetryczną odpowiedź materiału przy rozciąganiu i ściskaniu, jak np. mechanizm odspojenia na części twardego wtrącenia, który powoduje lokalne odkształcenia tylko przy naprężeniach rozciągających, powodują znacznie częstsze zwiększanie w kolejnych cyklach odkształceń ratchetingu w porównaniu do mechanizmów powodujących zmniejszanie odkształceń średnich w kolejnych cyklach. w przypadku stali p91 mamy do czynienia z kombinacją ww. mechanizmów, przy czym ich udział w rozwoju uszkodzenia zależy przede wszystkim od wartości amplitudy naprężenia. zatem rozwój odkształceń w kolejnych cyklach będzie miał przebieg zbliżony do schematu pokazanego na rysunku 9. efekt końcowy zależy od wielu czynników, w tym od rodzaju i wymiarów wad oraz ich rozkładu. inny będzie rozkład odkształceń wokół pustek, jakie występują w stopach odlewniczych, a inny wokół twardych lub spękanych wtrąceń niemetalicznych [7]. efekty wad początkowych mają decydujący wpływ na zachowanie się metali przy obciążeniach cyklicznych w zakresie zmęczenia nisko i wysokocyklowego i podejmowane są próby ich opisania i modelowania [8÷10]. przy założeniu, że rozwój uszkodzenia zmęczeniowego determinowany jest przyrostem lokalnych odkształceń wymuszonych lokalną koncentracją naprężeń, można opracować metodykę ilościowego opisu stopnia degradacji na podstawie oceny dynamiki rozwoju odkształceń. możliwość opisu stopnia degradacji właściwości wytrzymałościowych za pomocą prób zmęczeniowych stwarza nie tylko interpretacja przebiegu krzywej wöhlera, ale także analiza zmian dynamiki rozwoju zarówno w zakresie poziomu odkształcenia średniego, jak rys. 9. schemat rozwoju odkształceń w kolejnych cyklach zmęczeniowych próbek ze stali p91 fig. 9. scheme of deformation development in following fatigue cycles for p91 steel samples i odkształcenia plastycznego pod wpływem obciążeń zmiennych dla wszystkich zastosowanych wartości amplitudy naprężenia. zmiany te zostały sparametryzowane za pomocą odkształceniowego współczynnika uszkodzenia zmęczeniowego (φ) [12, 13], w różny sposób obrazującego charakter i dynamikę rozwoju odkształcenia w kolejnych cyklach zmęczenia wysokocyklowego. w zależności od wartości amplitudy naprężenia oraz mikrostruktury materiału badanej próbki proces uszkodzenia zmęczeniowego może zachodzić według dwóch, wcześniej już omówionych mechanizmów. z jednej strony może to być ratcheting determinujący przyrost poziomu średniego odkształcenia w kolejnych cyklach, z drugiej natomiast cykliczna plastyczność dominująca przy wysokich wartościach amplitudy obciążenia i charakteryzująca się przyrostem odkształcenia niesprężystego oraz poszerzaniem pętli histerezy. ponieważ w większości przypadków obciążeń cyklicznych mamy do czynienia z kombinacją tych mechanizmów (rys. 9), jako parametr opisujący rozwój uszkodzenia przyjęto sumę odkształcenia średniego i niesprężystego, zdefiniowaną jako odkształceniowy współczynnik uszkodzenia zmęczeniowego iwyrażonego wzorem: gdzie: εa amplituda szerokości pętli histerezy cyklu, wyrażone wzorem: εa = εf = 0 εf = 0 min max 2 2 εm średnie odkształcenie w cyklu określające położenie pętli histerezy danego cyklu na osi odkształceń, wyrażone wzorem: εm = εf = 0 + εf = 0 min max 2 2 ø = εa + εm 29przegląd spawalnictwa 5/2014 na rysunku 10 przedstawiono rozwój odkształcenia w trakcie procesu zmęczenia dla próbki obciążanej zmiennym naprężeniem cyklicznym o wartości 400 mpa. na pierwszym wykresie widać ewolucję pętli histerezy zmęczeniowej, która wskazuje na rozwój procesu uszkodzenia zgodnie z obydwoma opisanymi mechanizmami. widoczne jest przesunięcie pętli (odkształcenie średnie) zarówno w kierunku odkształceń dodatnich (rozciąganie), jak i ujemnych (ściskanie), a także wzrost szerokości pętli, czyli amplitudy odkształcenia w kolejnych cyklach. na tej podstawie wygenerowano wykres rozwoju odkształcenia (rys. 10b) obrazujących charakter i dynamikę zmian odkształcenia w kolejnych cyklach. na podstawie opisanej procedury zostały wyznaczone odkształceniowe współczynniki uszkodzenia zmęczeniowego dla serii 4 próbek poddanych obciążeniom zmiennym przy amplitudzie 360, 380, 400 i 420 mpa. uzyskane wyniki skorelowano z wynikami badań nieniszczących. rys. 10. rozwój odkształceń w postaci: a) pętli histerezy zmęczeniowej i jej ewolucji w wybranych cyklach, b) przyrostu składowych odkształcenia w kolejnych cyklach, dla amplitudy 400 mpa fig. 10. the development of deformations in the form of: a) the hysteresis loop of fatigue and its evolution in selected cycles, b) the increase in the deformation of the components of the subsequent cycles, for the amplitude of 400 mpa wyniki pomiarów kąta fazowego sygnału prądowirowego pomiary kąta fazowego [14, 15] wykonywano podczas prób zmęczeniowych, przy zatrzymaniu obciążenia dla ustalonej liczby cykli. częstotliwość zatrzymań uzależniona była od amplitudy obciążenia. wyniki, w postaci zależności kąta fazowego od liczby cykli przedstawiono dla wybranych próbek, na rysunku 11. poszczególne linie na wykresie przedstawiają zmianę kąta w różnych miejscach próbki w funkcji liczby cykli, przy czym linia oznaczona rombem prezentuje wynik uśredniony dla obu części chwytowych próbki i stanowi poziom odniesienia dla zmian w pozostałych punktach. na podstawie spadku wartości kąta fazowego wraz z rozwojem degradacji zmęczeniowej można wskazać miejsca, gdzie rozwija się ona najszybciej i gdzie można spodziewać się inicjacji pęknięcia. różnice pomiędzy wartością referencyjną kąta fazowego (część chwytowa) a wartościami w pewnych obszarach części pomiarowej rosną wraz ze wzrostem amplitudy naprężenia. różnice te osiągają maksymalne wartości w ostatnim etapie procesu zmęczenia, ale jeszcze przed pęknięciem próbki. wynika z tego, że identyfikacja procesów zmęczeniowych dzięki wykorzystaniu metody prądów wirowych możliwa jest już na etapie niewielkich zmian mikrostrukturalnych, przed powstaniem pęknięć, których inicjacja i propagacja cechuje ostatni etap uszkodzenia, któremu towarzyszy dynamiczny wzrost wartości odkształceń. rys. 11. zmiany wartości kąta fazowego w kolejnych cyklach obciążenia amplitudą: a) 360, b) 420 mpa fig. 11. changes in the value of the phase angle in subsequent cycles load amplitude: a) 360 mpa, b) 420 mpa a) b) a) b) 30 przegląd spawalnictwa 5/2014 korelacja wyników badań zmęczeniowych z wynikami badań et na podstawie opracowanych i opisanych wcześniej procedur pomiaru stopnia uszkodzenia w dowolnym etapie jego rozwoju dokonano korelacji wyznaczonych parametrów uszkodzenia z wynikami badań nieniszczących. na rysunkach 12÷15 przedstawiono zależność kąta fazowego sygnału et od stopnia uszkodzenia wygenerowanego w próbach zmęczeniowych opisanego parametrem odkształceniowym. we wszystkich czterech próbkach widoczna jest zmiana wartości kąta fazowego w wybranych punktach części pomiarowych próbek, przy czym zmiany te intensyfikują się w końcowym etapie testu zmęczeniowego. wielkość tych zmian zależy także od wartości amplitudy i zmienia się od 3o różnicy pomiędzy częścią referencyjną i pomiarową dla amplitudy 360 mpa do 6o dla amplitudy 420 mpa. najniższe wartości kąta cechują miejsca o potencjalnie największej, lokalnej koncentracji naprężenia zmierzonej w ostatnim pomiarze poprzedzającym pęknięcie. wyjątek stanowi próbka nr 6 (rys. 15), dla której po spadkach wartości kąta mierzonych w kolejnych 4 pomiarach ostatni pomiar poprzedzający pęknięcie wskazuje na wyższe wartości i zaburzenie niemal liniowej tendencji spadkowej. wytłumaczeniem tego wyniku może być fakt przegrzania próbki w końcowym etapie testu z uwagi na stosunkowo wysoką amplitudę naprężenia w połączeniu z dużą częstotliwością obciążeń. efekt ten widoczny jest na zdjęciu próbki nr 6 na rysunku 16. przegrzanie materiału doprowadziło do relaksacji skumulowanych w procesie zmęczenia naprężeń i wpłynęło na uzyskany wynik [16]. zjawisko wzrostu wartości kąta fazowego przy ostatnim pomiarze, wynikające prawdopodobnie z faktu relaksacji naprężeń resztkowych, może być także wynikiem pojawienia się pęknięcia, które rozwijając się stabilnie, nie powoduje od razu dekohezji próbki, ale wpływa na stan naprężenia. rys. 12. zmiany kąta fazowego w funkcji parametru ϕ dla amplitudy 360 mpa fig.12. changes of phase angle ϕ as a function of the parameter for the amplitude of 360 mpa rys. 13. zmiany kąta fazowego w funkcji parametru ϕ dla amplitudy 380 mpa fig. 13. changes of phase angle ϕ as a function of the parameter for the amplitude of 380 mpa rys. 14. zmiany kąta fazowego w funkcji parametru ϕ dla amplitudy 400 mpa fig. 14. changes of phase angle ϕ as a function of the parameter for the amplitude of 400 mpa rys. 16. próbka po teście zmęczeniowym z efektem przegrzania fig. 16. sample after fatigue test with overheating effect rys. 15. zmiany kąta fazowego w funkcji parametru ϕ dla amplitudy 420 mpa fig. 15. changes of phase angle ϕ as a function of the parameter for the amplitude of 420 mpa 31przegląd spawalnictwa 5/2014 podsumowanie przeprowadzone badania pozwoliły na opracowanie metodyki oceny stopnia uszkodzenia generowanego cyklicznym obciążeniem zmiennym, z wykorzystaniem metody prądów wirowych. metoda ta stosowana powszechnie w defektoskopii może być także zastosowana w zakresie oceny stanu materiału po eksploatacji w warunkach cyklicznych obciążeń zmiennych oraz monitorowania rozwoju uszkodzenia zmęczeniowego w jego końcowym etapie. wymaga to jednak opracowania procedur pomiarowo-badawczych z typoszeregiem próbek referencyjnych oraz systemem wzorcowania i kalibracji, które umożliwią na identyfikację i analizę subtelnych zmian sygnału prądowirowego wywołanych obciążeniami zmęczeniowymi. ponieważ charakter prądów wirowych wzbudzanych w materiale zależy także od zmian zachodzących po wpływem temperatury, należy także rozważyć wykorzystanie tej metody do oceny stopnia degradacji materiałów instalacji i konstrukcji pracujących w warunkach obciążeń zarówno mechanicznych, jak i cieplnych. opracowane procedury pomiarowo-badawcze mogą stanowić podstawę do badań diagnostycznych o charakterze komercyjnym, wymagają jednak wykonania zestawów próbek wzorcowych z materiału instalacji poddanej badaniu. przygotowanie takiego zestawu wiąże się z wykonaniem szeregu badań zmęczeniowych symulujących warunki eksploatacji lub też dostęp do wycinków instalacji po różnych czasach pracy. konieczne byłoby także wykonanie charakterystyk wytrzymałościowych, aby ocenić, na ile pomiar stanu naprężeń i generowanego nim stanu odkształceń pozwala na szacowanie stopnia degradacji właściwości. literatura [1] dybiec cz., nakonieczny a., włodarczyk s.: „praktyczne zastosowanie metody prądów wirowych do pomiaru wielkości i kierunku naprężeń”. mat. 32 krajowej konf. badań nieniszczących, międzyzdroje 2003. [2] piekarski r.: zastosowanie metody prądów wirowych do pomiaru naprężeń własnych wywołanych kulowaniem warstwy wierzchniej ferromagnetyku, inżynieria materiałowa, nr 3, 2003, s. 143145. [3] piekarski r.: zastosowanie metody prądów wirowych do pomiaru naprężeń własnych wywołanych wybranymi obróbkami powierzchniowymi, praca doktorska, warszawa 2001. [4] dobrzański j.: materiałoznawcza interpretacja trwałości stali dla energetyki, open access library, vol. 3, 2011. [5] dobrzański j.: diagnostyka uszkodzeń elementów ciśnieniowych urządzeń energetycznych w ocenie przyczyn powstawania awarii na podstawie badań materiałowych, prace imż 2 (2009). [6] g.w. woodruff: micromechanical modeling of high cycle fatigue processes, 2007 asm/tms symposium on computational materials design ge global research, august 20-21, 2007. [7] gall k., yang n., horstemeyer m., mcdowell d.l. and fan j.: the debonding and fracture of si particles during the fatigue of a cast al-si alloy, metallurgical and materials transactions a, vol. 30a,1999, s. 3079-3088. [8] gall k., horstemeyer m., mcdowell d.l. and fan, j.: “finite element analysis of the stress distributions near damaged si particle clusters in cast al-si alloys,” mechanics of materials, vol. 32, no. 5, 2000, s. 277-301. [9] shenoy m.m., kumar r.s. and mcdowell, d.l.: “modeling effects of nonmetallic inclusions on lcf in ds nickel-base superalloys,” international journal of fatigue, vol. 27, 2005, s. 113-127. [10] shenoy m.s., gordon a.p., neu r.w. and mcdowell, d.l.: “thermomechanical fatigue behavior of a directionally solidified ni-base superalloy,” asme journal of engineering materials and technology, vol. 27, 2005, s. 325-336. [11] kukla d., dietrich l., kowalewski z.l., grzywna p.: „ocena rozwoju uszkodzeń zmęczeniowych w stalach eksploatowanych w energetyce” – materiały konferencyjne, ii kongres mechaniki polskiej, poznań – sierpień 2011, s. 55-60. [12] kukla d., dietrich l., ciesielski m.: ocena stopnia uszkodzenia eksploatacyjnego materiału rurociągu parowego na podstawie analizy zmian właściwości zmęczeniowych i mikrostruktury „acta mechanica et automatica” vol. 5 no. 3 (2011) s. 55-60. [13] kukla d., grzywna p.: ocena rozwoju procesów zmęczeniowych związanych z lokalnymi odkształceniami na przykładzie stali p91 dla energetyki, materiały konferencyjne diagnostyka materiałów i urządzeń technicznych, energetyka 08/2012. [14] kukla d., ciesielski m., jaśkiewicz a.: „ocena stopnia uszkodzenia zmęczeniowego stali dla energetyki z zastosowaniem metody prądów wirowych” – 40 krajowa konferencja badań nieniszczących, warszawa, październik 2011, zeszyty problemowe badania nieniszczące, str. 22. [15] kukla d., grzywna p., zagórski a.: „ocena rozwoju degradacji zmęczeniowej stali p91 na podstawie zmian kąta fazowego sygnału prądowirowego” przegląd spawalnictwa, 13, 8-11, 2012. [16] grzywna p., kukla d., wpływ eksploatacji na wybrane właściwości mechaniczne stali x10crmovnb9-1 (p91), przegląd spawalnictwa, 12, 75-77, 2013. 1welding technology review vol. 91 1/2019 evaluation of welding properties of construction materials using the sep 1390 tests dr inż. ryszard krawczyk – czestochowa university of technology corresponding author: ryszardkrawczyk@spaw.pcz.pl introduction dynamic economic development on world markets initiates many investments in such areas as construction, energy, metallurgy, raw materials industry or shipbuilding. among these investments, one can particularly distinguish those that require the production of large-size constructions, often with the use of thick-walled elements. in these elements, designed and manufactured structural nodes require a special approach to making a variety of thick-walled welded joints that require the use of appropriate technologies and appropriate conditions for their implementation in order to obtain appropriate properties that ensure quality requirements. the basic property of materials used for welded constructions, including those made of thick-walled materials, is weldability. this concept takes on special significance with regard to welded materials requiring the use of thermal treatments, including thick-walled elements. the concept of weldability defined in various ways is directly related to the material’s suitability for making a welded joint under specific conditions and using the appropriate technology to obtain a durable joint with the appropriate quality and performance features [1÷6,16]. the concept of weldability captures a wide set of factors directly affecting the final effect of the welded joint and is closely related both to the proper design of joints and their technological implementation while ensuring ryszard krawczyk the proper course of metallurgical processes. in practical applications, these characteristics of the material are determined, related to the concept of weldability, using mainly analytical methods (calculation formulas), often based on the appropriate chemical composition of the material. in research systems, simulation tests are used on simulators of thermal cycles of welding. in order to verify the results of the weldability assessment obtained by analytical and research methods, technological trials that take into account many real variable manufacturing processes of basic material and welded joint, are often used. analytical methods are the most frequently used (including the determination of the carbon equivalent value ce) due to the cost and speed of the determination as opposed to very costly and labor-intensive simulation studies [19]. technological tests, on the other hand, are often used to verify analytical methods to confirm the quality assumptions required by the relevant standards and guidelines. the technological tests recommended for use are often related to the phenomena of cracking or tendency of the material to crack. such tests include, for example, the tekken or cts test, as well as material stretching in the „z” axis, which tests the tendency of steel to lamellar cracks [2÷4,8]. a similar application applies also to the test defined as sep 1390 recommended for the assessment keywords: welding properties of materials; technological tests; tests of sep 1390; destructive testing doi: http://dx.doi.org/10.26628/wtr.v91i1.996 abstract issues connected with the evaluation of weldability of thick-walled materials used to manufacture welded steel structures were brought forward in the article. evaluation of weldability determined by analytical methods and verified in a process test according to the guidelines of sep 1390 was presented. this test is recommended for the research of thick-walled construction materials, in particular those working under dynamic load. hardness and metallographic tests were also conducted to assess plastic properties of the materials, very important from the point of view of weldability. the purpose of the topic taken on was the assessment of usefulness of different systems of evaluation of weldability of thick-walled construction materials intended to be used in welded structures. 2 welding technology review vol. 91 1/2019 fig. 1. diagram of the specimen for the assessment of weldability in the sep 1390 test, 1 – tested material, 2 – overlay weld [9,17] table i. characteristic data for s3553j2n steel [11,12] of the weldability of construction materials with a yield range of 235 to 355 mpa and a thickness of 30 mm [5,10,17]. the sample described in the guidelines as sep 1390 was previously known and is described in the literature under the name of the kommerell sample [2,18]. the subject of the presented study is a comparative assessment of the weldability of thick-walled construction materials determined by an analytical method and a verified technological test. the sep 1390 sample recommended for the assessment of thick-wall construction materials working under dynamic load was used for verification. weldability assessment by analytical method many dependencies apply to the assessment of weldability using analytical methods, among which dependencies based on the analysis of the chemical composition of the material predominate. they allow to determine the influence of various alloying elements on the hardenability of steel, i.e. the tendency to form hard hardening structures like martensite or bainite [5÷8]. these dependencies usually occur in the form of carbon equivalents developed for appropriate material groups. the most widespread and used dependences are the carbon equivalent ceiiw developed to assess the weldability of non-alloy carbon steels and high strength steels by the international welding institute. this dependence has the following form [1÷4]: ceiiw=c + + + [%] (1) and should reach a maximum value of up to 0.47% for materials with a thickness in the range from 40 to 150 mm and in addition, if the following conditions regarding the carbon content and carbon equivalent are met, depending on the thickness of the material: c ≤ 0,20% i ce ≤ 0,45% and g ≤ 25 mm or c ≤ 0,20% i ce ≤ 0,41% and 25 < g ≤ 37 mm, then it can be assumed that no special precautions are required in the welding process. the recommendations of mis for steel with strength of uts=490÷690 mpa on the use of a low-hydrogen welding process must also be met. for higher material thicknesses, i.e. above 40 mm, these conditions are met when the carbon equivalent reaches a value of ce ≤ 0.40%. if the above conditions are not met and there are other factors associated with significant material thickness, such as the degree of joint hardening, there is a considerable risk of a creation of hard structures and thus cold cracks [5,6,8]. a similar dependence of carbon equivalent cej developed by the japanese welding association has the following form [1÷4]: cej=c+ + + + + [%] (2) and is designed to assess the weldability of non-alloy carbon steels and high strength steel materials, similar to the equivalent of carbon recommended by mis. the assessment of the weldability of the material was carried out in accordance with the previously presented guidelines for the selected material of s355j2+n type [11,12]. samples for tests marked with 1/40, 2/40 and 3/40 symbols were taken from three batches of sheet material of equal thickness equal to 40 mm. the adopted type of material meets the requirements for both yield strength and thickness requirements. the most important data from the point of view of the experiment conducted for this steel are presented on the basis of manufacturer approvals in table i. materials accepted for testing can be classified in terms of thickness, strength properties and carbon content as well as carbon equivalents ceiiw, cej as meeting all the requirements of pn-en 10025-2: 2008. weldability assessment in the sep 1390 technological test in order to verify the welding properties assessment of thick-walled materials obtained by analytical methods, a technological crack resistance test was carried out according to sep 1390. samples were taken from each batch of material in accordance with the scope given in sep 1390 and related to the type of material and its thickness [9,10]. the samples were cut and machined to the correct dimensions together with the r4 radius groove in accordance with the diagram shown in figure 1. mn 6 cr+mo+v 5 ni+cu 15 sample designation material thickness t [mm] yield stress ys [mpa] ultimate tensile strength uts [mpa] carbon content c [%] carbon equivalent ceiiw [%] carbon equivalent cej [%] 1/40 40 355 554 0,16 0,42 0,42 2/40 40 363 567 0,17 0,42 0,43 3/40 40 376 586 0,18 0,43 0,44 1 1 2 b a r h a–a b–b b lp b p ln a mn 6 mo 4 si 24 cr 5 ni 40 the padding welds on the samples were made according to the scheme in figure 1 using the manual arc welding method with rutile thick-covered electrode ok femax 33.80 with a 5 mm core diameter [13]. the dimensions of samples and pads made with a continuous bead without interruption are given in table ii. the view of the sample prepared for the test before making the padding weld and with a finished padding weld is shown in figure 2. the scheme of conducting the weldability test in the bending test according to sep 1390 is shown in figure 3, and the relevant dimensions in table iii. the bending tests 3welding technology review vol. 91 1/2019 fig. 3. diagram of the conduct of the weldability assessment in the bend test sep 1390 [9,17] fig. 2. view of the tested sample before surfacing welding (a) and with an executed surfacing weld (b) fig. 4. view of the samples in the bending device placed in the strength testing machine fig. 5. view of the cracks formed in the overlay weld of the bent sample table ii. dimensions of the type series of the specimen samples depending on the thickness of the tested material [9,17] table iii. dimensions for the diagram of the test according to sep 1390 [9,17] material thickness g [mm] length of the sample lp [mm] width of the sample bp [mm] length of the padding weld ln min [mm] radius of the groove r [mm] 40 440 200 190 4 thickness g [mm] mandrel’s diameter d [mm] distance of the supports lf [mm] diameter of the supports d [mm] 40 120 220 ≥ 50 if the test for the material tested is negative, the material should be excluded or two new material samples should be taken from the same control group and tested again. in order to obtain a positive result in repeated tests, both samples tested must meet the requirements. the view of the samples after the bending, visual and penetration tests are presented in the following figures 6, 7 and 8. the five cracks visible in figure 6 were formed in sample no. 1/40 subjected to bending to an angle of 60 °. the maximum length of the crack passing from the axis of the weld through the haz to the blocking in the material of the plate f d d lf a) b) were carried out under static loading conditions on the heckert eu100t testing machine using the appropriate tooling (fig. 3). the view of the sample before the start of the test set in a special bending device for thick-walled materials is shown in figure 4. during the bending course to the 60° limit angle, the tensile zone was observed by monitoring the formation of cracks in the weld and their development in the material as shown in figure 5. the purpose of the monitoring was to initially assess the correctness of the test run and to capture the moment of stopping of the test when the breaking limit was greater than 80 mm from the padding weld’s axis. the samples after bending tests were evaluated by inspecting the surface of the sample with the padding weld and measuring the length of the cracks in relation to the weld axis. in order to obtain a better resolution, penetrant tests were carried out on the examined surface when assessing the crack size. the samples after bending tests were evaluated by inspecting the surface of the sample with the padding weld and measuring the length of the cracks in relation to the weld axis. in order to obtain a better resolution, penetrant tests were carried out on the examined surface during the assessment of the crack size. the assessment was carried out in accordance with the requirements of the sep 1390 test guideline, assuming a positive situation where at least one crack occurred in the padding weld, which exceeded the heat affected zone (haz) of the padding weld and was blocked in the native material of the sample, and the maximum crack length did not exceed 80 mm. if the crack length is more than 80 mm, the sample should be classified as negative. on the other hand, if during a bending test no crack is caused or the resulting crack does not exceed the haz and is not found in the native material, the test should be considered invalid and must be repeated. 4 welding technology review vol. 91 1/2019 is 63 mm. the required weldability criteria specified in the 1/40 test has been met for this material. the five cracks shown in figure 7 were also formed in sample no. 2/40 subjected to bending to an angle of 60°. the maximum crack length passing from the axis of the weld through the haz to the blocking in the material of the plate is 76 mm. the required weldability criterion specified in test number 2/40 has been met for this test material. only one crack visible in figure 8 was made in sample no. 3/40 subjected to bending to an angle of 55°. during the course of the bending test, a stepwise three-step development of the crack was observed, starting from 30° to the final 55°. this atypical abrupt crack development reflects the varied surface of the breakthrough with visible crack focal zone, resting lines defining rapid crack growth and temporary breakthrough. individual zones have the structure of a mixed breakthrough with the predominance of brittle material in the upper part, and in the lower part with the domination of plastic material, as shown in figure 9. the final length of the resulting crack passing from the axis of the weld through the haz and unblocked in the material of the plate is 100 mm. on the half of the width of the sample crack occurred throughout the material. in this test, the required bending angle of 60° was not obtained and the length of the resulting crack exceeded the limit value of 80 mm. therefore, the required weldability criterion specified in sample number 3/40 was not met for this test material. the conducted technological tests on samples taken from three different batches of materials (from three different melts) of the same type of material (s355j2+n) with fig. 6. view of the indications in penetration tests of sample 1/40 fig. 7. view of the indications in penetration tests of sample 2/40 fig. 8. view of the crack after bending sample 3/40 similar strength properties confirmed good welding properties in two cases (test no. 1/40 and 2/40), while in the third case – unfavorable welding properties (test no. 3/40). the results confirm different material’s ability to block the crack initiated in them despite similar properties. from this point of view, it is also interesting to assess the level of plasticity of the material responsible for blocking cracks. assessment of plasticity should be carried out both for the material itself and in the area of the padding weld. vickers and metallographic tests were used to assess the plasticity of the material. to carry out these tests, samples were taken from materials used in the sep 1390 test from the end sections not subjected to bending deformations. fig. 9. view of the crack’s fracture after bending sample 3/40 hardness measurements for the hardness test, sections from the central zone of individual samples of sep 1390 were collected to cover the padding weld. macroscopic specimens were made on the surface of the collected samples to reveal the cross-section of the padding weld and the heat affected zone. the maximum width of heat affected zones was measured on the prepared macroscopic specimens, which are 1.9 mm for 1/40 and 2/40 samples and 2.2 mm for the 3/40 sample. the view of one of the samples with the macroscopic specimen is shown in figure 10. hardness measurements were made using the vickers method on a stationary hardness tester of hpo 250 type in accordance with the requirements of pn-en iso 9015-1 by performing at least three measurements in each zone, i.e. in the padding weld, haz and in the native material. the results of the maximum hardness tests are presented in table iv. the results of the tests carried out showed the hardness values in the padding weld at the same level in all of the samples, while quite significant differences were found in the haz and minor differences in the native material. 5welding technology review vol. 91 1/2019 table iv. results of the maximum values of the hv (vickers pyramid numbers) determined for the individual zones microscopic examinations microscopic examinations were carried out in accordance with the requirements of pn-en iso 17639 [15]. the surfaces of the samples were subjected to digestion with the nital reagent, and the observation of the structures was carried out using the olympus gx 51 digital microscope with x50, x200 and x500 magnifications. sample images of microstructures for native material with a magnification of x200 are shown in figure 11. the basic material of s355j2+n steel outside the heat affected area has a ferrite-perlitic structure in the band system shown in figure 11a. on the other hand, in the heat-affected zone, i.e. at the end of the haz (in the zone of partial normalization) pearlite (a structural component with a lower transformation temperature) was recrystallized, creating a fine-grained ferrite-pearlite structure. in the following figures 12, 13 and 14 the microstructures of the transition area between the haz and the padding weld along the fusion line for samples 1/40, 2/40 and 3/40 are shown. images of microstructures are presented in enlargements x200 in figures (a) and x500 in figures (b). the padding welds structure of 1/40, 2/40 and 3/40 samples is ferritic-perlitic with a visible outline of a columnar primary structure oriented towards the outflow of heat. there is a polygonal ferrite on the boundaries of former austenite grains, and fine-acicular ferrite inside the former austenite grains. near the fusion line, thicker grains appear in the structure. in all samples tested on the other side of the fusion line, no. of the sample padding weld haz native material 1/40 235 290 172 2/40 233 310 174 3/40 232 339 180 fig. 10. view of the material sample with surfacing weld in a macroscopic section: magnification x1.5, etchant (corrosive reagent): nital; dark band visible in the middle zone fig. 11. microstructure of native material in x200 magnification: a) from the area outside the overheat zone, b) in the overheat zone near the haz a) b) fig. 12. microstructure of the haz transition area and overlay weld on the sample no. 1/40 at a magnification of: a) x200 b) x500 a) b) 6 welding technology review vol. 91 1/2019 i.e. in the haz, there is a diverse structure depending on the degree of material overheating and the intensity of heat dissipation. in the immediate vicinity of the fusion line, in the area of high overheating, there is a thick-acicular bainitic-ferritic structure with ferrite elements in the widmanstetten system and martensite needles. the most characteristic long and thin needles are found in the fusion line in sample no. 3/40. the farther from the fusion line towards the basic material, i.e. towards the lower level of overheating, the more the ferritic-pearlitic structure dominates with the smaller amount of bainite. analysis of the results weldability assessment by analytical method based on carbon content c and carbon equivalents ce determined by mis ceiiw and the japanese welding association cej for all tested materials showed that the criterion adopted for materials with good weldability, i.e. ce ≤ 0.40%, was exceeded. due to different content of carbon in steel and different values of carbon equivalents, materials have different levels of welding properties. on this basis, the assessed materials should be included in the group with limited weldability. in turn, conducted technological tests of individual materials in accordance with the guidelines of sep 1390 showed a positive assessment of welding properties for tests no. 1/40 and 2/40, and negative for the test no. 3/40. a set of the most important data from the analysis and conducted sep research for individual tests: fig. 13. microstructure of the haz transition area and overlay weld on the sample no. 2/40 at a magnification of: a) x200 b) x500 fig. 14. microstructure of the haz transition area and overlay weld on the sample no. 3/40 at a magnification of: a) x200 b) x500 – test no. 1/40 – carbon content c = 0.16%, carbon equivalent ce = 0.42%, maximum crack length 63 mm – positive result in the assessment of weldability; – test no. 2/40 – carbon content c = 0.17%, carbon equivalent ce = 0.42÷0.43%, maximum crack length 78 mm (near the unacceptable limit) – positive result in the assessment of weldability; – test no. 3/40 – carbon content c = 0.18%, carbon equivalent ce = 0.43÷0.44%, maximum crack length 100 mm (total fracture) – negative result in the assessment of weldability. based on the results presented above, an analysis was made of the relationship between the crack length in the sep test and the carbon content in steel and carbon equivalents determined by the mis and jss relationships. the determined dependencies of the crack length l together with the determination of the correlation coefficient are presented below: for ceiiw wg mis l = 2950•ceiiw 1169 where r2 = 0,84 for cej wg jss l = 1850•cej 715 where r2 = 0,99 for c l = 1850•c 234 where r2 = 0,99 the highest correlation coefficients indicating very high reliability were obtained for the determined l dependencies as a function of the carbon content c and the carbon equivalent cej determined according to the japanese welding association. the obtained hardness test results, presented in table iv, do not exceed the limit value for this material group, i.e. 380 hv adopted in pn-en iso 15614-1 regarding the qualification of welding technology. the highest level of hardness was found a) a) b) b) 7welding technology review vol. 91 1/2019 in the heat affected zone, significantly lower in the padding weld, and the lowest in the native material. in addition, the highest hardness values in haz and native material were found in sample no. 3/40, which is also characterized by the widest heat affected zone. the analysis carried out between hardness in haz, carbon equivalents and carbon content in steel showed the following relationships: for ceiiw wg mis hv10 = 3900•ceiiw 1338 where r2 = 0,84 for cej wg jss hv10 = 2450•cej 741 where r2 = 0,99 for c hv10 = 2450•c 104 where r2 = 0,99 as in the previous analysis, the highest correlation coefficients indicating very high reliability were obtained for the determined hv 10 dependencies as a function of the carbon content c and the carbon equivalent cej determined according to the japanese welding association. the limits of carbon content and carbon equivalent cej determined on the basis of these relationships for the limit value hv 10 = 380 are respectively: c = 0,1976%; cej = 0,4586%; ceiiw = 0,4405% the determined limit values c and ce very accurately reflect the limit values recommended in the literature for these parameters, i.e. c ≤ 0,2% and cemax < 0,47%. microscopic analysis showed a large similarity of structures in the areas of native material and padding weld for all samples, while in the haz only for tests no. 1/40 and 2/40. in test no. 3/40, in the haz, an increased number of long martensite needles, which could form slip planes favorable for the development of the crack, were found next to the fusion line. differences in this area are also confirmed by the obtained hardness results for this sample and its different behavior during bending in the sep1390 test. summary the paper presents a comparative assessment of welding properties of thick-walled construction materials using the analytical method and technological test sep 1390. the assessment was carried out for sheets with a thickness of 40 mm made of structural steel s355j2 + n. the material tested came from three different heats with similar chemical and mechanical properties. the evaluation of welding properties of the tested materials, carried out using the analytical method and verified by the technological test sep 1390, coincided with samples no. 1/40 and 2/40. however, in the sample no. 3/40 a positive assessment was obtained in the analytical method and negative in the technological test sep 1390. the material in the test no. 3/40 was characterized by the highest content of carbon and carbon equivalent and the highest hardness in haz, which was also confirmed by microscopic tests. the above factors undoubtedly had a significant impact on the welding properties of this material and a different course of the technological test sep 1390. the tests carried out and the results obtained allowed to determine the relationship between the crack length in the sep 1390 test, the content of carbon and carbon equivalent. similar relationships were determined for the maximum hv 10 hardness in the haz zone. the determined dependences were used to calculate the limit c and ce values at the permissible hardness required for welded joints, and the results coincide with those recommended, which fully confirm their suitability in technological applications. in conclusion, it should be stated that the technological test sep 1390 fully confirms its suitability for the assessment and verification of welding properties for thick-walled construction materials. its big advantage is the use of a much larger number of variables in relation to the analytical assessment, because apart from the chemical composition, metallurgical factors, including impurities and all kinds of defects occurring at the material production stage are also taken into account. references [1] praca zbiorowa, poradnik inżyniera – spawalnictwo tom ii, wydawnictwo naukowo-techniczne (2005), warszawa. [2] s. butnicki, spawalność i kruchość stali, wydawnictwo naukowo-techniczne (1979), warszawa. [3] j. brózda, stale konstrukcyjne i ich spawalność, instytut spawalnictwa (2009), gliwice. [4] e. tasak, spawalność stali, fotobit (2002), kraków. [5] m. myśliwiec, cieplno-mechaniczne podstawy spawalnictwa, wydawnictwo naukowo-techniczne (1972), warszawa. [6] j. węgrzyn, fizyka i metalurgia spawania, politechnika śląska (1990), gliwice. [7] j. mikuła, analityczne metody oceny spawalności stali, zeszyty naukowe politechniki krakowskiej, seria mechanika (2001), nr 85, kraków. [8] wytyczne abv sep 1390:1996. [9] r. pakos, technologiczna próba spawalności według abv-sep 1390, przegląd spawalnictwa (2013), vol. 85(4), 14-17. [10] pn-en 10025-2:2008 wyroby walcowane na gorąco ze stali konstrukcyjnych – część 2: warunki techniczne dostawy stali konstrukcyjnych niestopowych. [11] świadectwo odbioru wytwórcy 3,1; blacha t40; s355j2+n. [12] atest wytwórcy materiałów spawalniczych, elektroda ok femax 33.80. [13] pn-en iso 9015-1:2011 badania niszczące złączy spawanych metali – badanie twardości – część 1: badanie twardości złączy spawanych łukowo. [14] pn-en iso 15614-1:2008 specyfikacja i kwalifikowanie technologii spawania metali – badanie technologii spawania – część 1: spawanie łukowe i gazowe stali oraz spawanie łukowe niklu i stopów niklu. [15] pn-en iso 17639:2013-12 badania niszczące spawanych złączy metali – badania makroskopowe i mikroskopowe złączy spawanych. [16] r. krawczyk, an analysis of the quality of the thick-walled s355j2+n steel joint welded by the mag method, archives of metallurgy and materials (2017), vol. 62(2), 833-839. [17] r. krawczyk, j. kozłowski, analiza wpływu zmian geometrii napoiny na przebieg próby sep 1390, biuletyn instytutu spawalnictwa w gliwicach (2016), vol. 60(4), 72-76. 18] j. kozłowski, próba kommerella, a wytyczne sep 1390:1996, welding technolgy review (2018), vol. 90(5), 86-89. [19] k. wojsyk, r. krawczyk, d. wierzchowski, spawalnicze naprężenia i odkształcenia w konwencjonalnych ścianach szczelnych oraz ekranach nowej generacji, welding technolgy review (2018), vol. 90(4), 20-23. © 2019 by the authors. submitted for possible open access publication under the terms and conditions of the creative commons attribution (cc by) license (http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/). ps 11 2017 art 57przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 analiza możliwości   identyfikacji stanu wytężenia lin stalowych   na podstawie pomiarów właściwości magnetycznych  analysis of the possibility of identifying the strain condition of the steel wire ropes based on measurements of magnetic properties prof. dr hab. inż. jerzy kwaśniewski; dr hab. inż. maciej roskosz, prof. agh; mgr inż. paweł mazurek – agh akademia górniczo-hutnicza; dr hab. inż. janusz juraszek, prof. ath – akademia techniczno-humanistyczna w bielsku-białej,  dr hab. inż. krzysztof schabowicz – politechnika wrocławska. autor korespondencyjny/corresponding author: mroskosz@agh.edu.pl streszczenie badania nieniszczące lin stalowych to głównie badania defektoskopowe zorientowane na wykrycie pęknięć drutów, deformacji, starć oraz korozji. jako metody badań stosowane są najczęściej różnego rodzaju metody magnetyczne oraz wizualne. w artykule podjęto analizę możliwości rozszerzenia diagnostyki stanu lin o identyfikację stanu ich wytężenia na podstawie pomiarów zmian właściwości magnetycznych. wybrane druty liny poddano rozciąganiu i przeprowadzono pomiary własnego magnetycznego pola rozproszenia oraz parametrów impedancji niskoczęstotliwościowej. słowa kluczowe: stan wytężenia; właściwości magnetyczne; liny stalowe abstract non-destructive testing of steel wire ropes is mainly a flaw detection examination aimed at detection of wire failures, deformations, wear and corrosion. various types of magnetic and visual methods are used as research methods usually. the article discusses the possibility of extending rope diagnostics to identify the condition of their strain on the basis of measurements of changes in magnetic properties. the selected wire ropes were stretched and measurements of their own magnetic stray field and low frequency impedance parameters were performed. keywords: strain condition; magnetic properties; steel wire ropes wprowadzenie rozwój magnetycznych metod badań lin stalowych jest od wielu lat przedmiotem badań w katedrze transportu linowego agh [1,2]. wśród tych metod można wyróżnić tradycyjną, aktywną opartą na formatowaniu pola magnetycznego w linie i mierzeniu jego wycieku [1,2], oraz nową, pasywną wykorzystującą własne, samoistne namagnesowanie lin powstające wskutek działania obciążeń roboczych i sprzężenia magnetomechanicznego (efektów magnetomechanicznych) [3,4]. wraz z uzupełniającą je metodą wizualną są to metody zorientowane na wykrycie pęknięć drutów, deformacji, starć oraz korozji, czyli rozwiniętych efektów procesów zużycia. interesującym zagadnieniem, z punktu widzenia eksploatacji lin, jest określenie stanu wytężenia liny oraz stanu zachodzących w niej procesów zmęczenia, na wcześniejszym etapie, gdy nie występują jeszcze makroskopowe oznaki zużycia (defekty) [3,4]. w niniejszym artykule podjęto próbę analizy możliwości identyfikacji stanu wytężenia lin na podstawie pomiarów zmian właściwości jerzy kwaśniewski, maciej roskosz, janusz juraszek, krzysztof schabowicz, paweł mazurek przeglad welding technology review magnetycznych. przeprowadzono pomiary własnego magnetycznego pola rozproszenia wmpr [3,4] oraz parametrów impedancji niskoczęstotliwościowej [5÷9] rozplecionych pojedynczych drutów liny poddanych rozciąganiu. podstawy fizyczne w skali makroskopowej występują ścisłe związki pomiędzy własnościami mechanicznymi i magnetycznymi ferromagnetyków [3,4,6]. pod wpływem naprężeń mechanicznych w ferromagnetyku dochodzi do odkształceń, którym towarzyszy zmiana namagnesowania. naprężenia i odkształcenia powodują zmianę oddziaływania sił wymiany między sąsiednimi atomami i prowadzą do zmiany rozkładu namagnesowania w domenach, a przez to do zmiany właściwości magnetycznych. ogólnie zjawiska te nazywa się efektami magnetomechanicznymi, doi:.http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v89i11 .834 58 przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 wśród których można wyróżnić efekty np. villariego (magnesowanie przy rozciąganiu i ściskaniu) i matteuciego (magnesowanie przy skręcaniu). ze zjawiskiem magnetosprężystym związana jest magnetostrykcja [1], czyli efekt sprężystego odkształcenia i zmian właściwości mechanicznych, towarzyszący magnesowaniu ciał magnetycznych. natężenie wmpr w pobliżu obiektu ferromagnetycznego można opisać zależnością (1): (1) gdzie: ha – natężenie zewnętrznego pola magnetycznego, hd – natężenie pola magnetycznego wywołanego namagnesowaniem ferromagnetyka. hd nazywamy polem rozmagnesowania i opisuje je równanie (2): (2) gdzie: m – magnetyzacja, – objętość, s – pole powierzchni ferromagnetyka, s – wektor położenia dowolnego punktu wewnątrz lub na powierzchni ferromagnetyka. zmiany magnetyzacji j lub indukcji magnetycznej b od naprężeń σ, są równoważne zmianom odkształceń magnetostrykcji λ = ∆l/l od zmian natężenia pola magnetycznego h. związki te definiują „czułość magnetosprężystą” d materiału. zależnie od znaku magnetostrykcji, kierunek działania sił może zmniejszać lub zwiększać magnetyzację. odwracalne zmiany magnetosprężyste występują w ograniczonym zakresie we wszystkich materiałach spolaryzowanych magnetycznie, wykazujących magnetostrykcję. czułość magnetosprężysta zależy głównie od składu chemicznego. metoda impedancji niskoczęstotliwościowej polega na pomiarze indukcyjności l i rezystancji r w układzie szeregowym uzwojenia pomiarowego nawiniętego wokół badanej próbki dla kilku częstotliwości testowych. w metodzie tej stan materiału jest opisywany za pomocą trzech parametrów [1]: – znormalizowana składowa impedancji ωl/ωl0, – znormalizowana składowa impedancji (r-r0)/ωl0, – częstotliwość napięcia testowego f. gdzie: ω = 2πf – częstość kątowa, l0 – indukcyjność cewki bez rdzenia, l – indukcyjność cewki z rdzeniem, r0 – rezystancja cewki bez rdzenia, r – rezystancja cewki z rdzeniem. szczegółowy opis omawianych zagadnień można znaleźć w [4]. tablica i. własności mechaniczne i skład chemiczny drutów wchodzących w skład pojedynczej splotki liny 54,0 wk 6x35+ap-s/z-n-l-g-1670din 21254 cz. 10 [2] table i. mechanical properties and chemical composition of wires in a single strand of rope 54,0 wk 6x35+ap-s/z-n-l-g-1670-din 21254 part 10 [2] rys. 1. konstrukcja pojedynczej splotki badanej liny fig. 1. construction of a single strand of tested rope szczegóły badań przedmiotem badań były druty pojedynczej splotki z liny 54,0 wk 6x35+ap-s/z-n-l-g-1670-din 21254 cz.10 w stanie dostawy. konstrukcję pojedynczej splotki badanej liny pokazano na rysunku 1, a własności mechaniczne i skład chemiczny drutów wchodzących w skład pojedynczej splotki liny zawarto w tablicy i. średnica  drutu [mm] długość  próbki [mm] zakres wytrzymałości  [kn] gatunek  walcówki c [%] mn [%] si [%] p [%] s [%] 2,70 270 95,6÷110,5 c82d 0,84 0,55 0,21 0,01 0,01 2,60 260 88,6÷102,4 c82d 0,84 0,55 0,21 0,01 0,01 2,05 205 55,1÷63,7 c76d 0,74 0,54 0,23 0,01 0,009 2,80 280 102,8÷118,8 c82d 0,84 0,55 0,21 0,01 0,01 pomiary indukcyjności i rezystancji przeprowadzono za pomocą uniwersalnego mostka rlc cem dt-9935. przeprowadzono dwie serie pomiarów oznaczonych si i sii, których szczegóły zawarto w tablicy ii. w każdej serii wykorzystano po 3 próbki drutu o średnicy 2,8 mm. każdorazowo cewka pomiarowa była umocowana w centralnej części próbki, w równej odległości od szczęk maszyny wytrzymałościowej. po osiągnięciu założonej wartości naprężenia w przekroju próbki rejestrowano wartości impedancji l i rezystancji r cewki pomiarowej dla 5 częstotliwości: 0,1; 0,12; 1; 10; 100 khz. do pomiarów wmpr wykorzystywano magnetometr tsc-1m-4 z głowicą pomiarową tsc-2m dostarczony przez energodiagnostika co. ltd moscow. badano pojedyncze druty o średnicy 2,8 mm. ponieważ badane druty były pochodziły z rzeczywistej liny, były one odkształcone. konieczne było 59przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 tablica ii. szczegóły pomiarów impedancji table ii. details of impedance measurements rys. 2. krzywe znormalizowanych składowych impedancji dla wybranych wartości naprężenia: a) sample si-2, b) sample sii-2 fig. 2. curves of normalized impedance components for selected stress values: a) sample si-2, b) sample sii-2 zadanie obciążenia wstępnego, powodującego rozprostowanie próbki dające możliwość przeprowadzenie pomiaru składowych wmpr. prowadzono pomiar dwóch składowych wmpr na powierzchni próbki (rys. 1): – ht – składowa styczna mierzona w kierunku równoległym do kierunku zadawanego obciążenia, – hn – składowa normalna. ze względu na to, że w trakcie obciążania próbki następuje jej wydłużenie, zdefiniowano początek i koniec rejestrowania wartości poszczególnych składowych. w opracowanych wynikach pomiarów zastosowano na osi odciętych względną skalę odległości, w której 0 odpowiada miejscu rozpoczęcia pomiaru, a 1 miejscu zakończenia pomiaru. próbkę obciążano analogicznie jak w przypadku pomiarów impedancji. wyniki badań i ich analiza pomiary impedancji niskoczęstotliwościowej krzywe znormalizowanych składowych impedancji, cewek sprzęgniętych indukcyjnie z próbkami, dla wybranych wartości naprężenia w przekroju próbki, reprezentatywne dla pomiarów w danej serii przedstawiono na rysunkach 2a i 2b. dla obydwu serii pomiarowych widoczny jest wpływ częstotliwości pomiarowej na wielkość zmian impedancji przy zmianach naprężeń. im wyższa częstotliwość, tym ten wpływ jest mniejszy, stając się praktycznie niewidoczny na rysunkach 2a i 2b obejmujących wszystkie częstotliwości. w celu identyfikacji stanu wytężenia istotne są zmiany zachodzące w poszczególnych częstotliwościach. dla serii si wpływ naprężeń na wartości znormalizowanych składowych impedancji pokazano na rysunkach 3a, 3b i 3c odpowiednio dla częstotliwości 0,12 khz, 1 khz oraz 10 khz. rysunki 4a, 4b i 4c pokazują zmiany dla serii pomiarów sii. seria si obejmuje pomiary z wartościami naprężeń czynnych do 1000 mpa. dla częstotliwości 0,1 i 0,12 khz (rys. 3a) trudno nawet mówić o jakimś trendzie zmian. dla częstotliwości 1 khz i wyższych (rys. 3b i 3c) widać, że wraz ze wzrostem wartości naprężeń rosną zarówno znormalizowana rezystancja (r-r0)/ωl0, jak i znormalizowana indukcyjność ωl/ωl0. w serii sii pomiary wykonywane były aż do zerwania próbki, obejmując tym samym większy zakres zmienności naprężeń niż seria si. krzywe wpływu naprężeń na parametry znormalizowanej impedancji są zbliżone do litery u. dla częstotliwości 0,1 i 0,12 khz (rys. 4a) jest to kształt zbliżony od odwróconego u. na początku procesu obciążania i w końcowym jego stadium zmiany znormalizowanej indukcyjności ωl/ωl0 zachodzą przy bardzo niewielkich zmianach znormalizowanej rezystancji (r-r0)/ωl0, przy czym na początku procesu obciążania indukcyjność rośnie, a na końcu maleje (rys. 4a). dla częstotliwości 1 khz odwrócone u pochyla się pod kątem około 45° a jego ramiona przecinają się tworząc pętlę (rys. 4b). dla częstotliwości 10 i 100 khz krzywe wpływu naprężeń na parametry znormalizowanej impedancji są zbliżone do obróconej, pochylonej pod kątem ok. 45° litery u (rys. 4c). w tym przypadku, wraz ze wzrostem naprężeń czynnych, wartości znormalizowane rezystancji (r-r0)/ωl0 i indukcyjności ωl/ωl0 początkowo rosną, w fazie przejściowej spadkowi rezystancji towarzyszy dalszy wzrost indukcyjności, by w końcu wraz ze wzrostem naprężeń malały zarówno znormalizowana rezystancja (r-r0)/ωl0, jak i indukcyjność ωl/ωl0. dla obydwu serii pomiarowych problematyczna jest powtarzalność wyników, która przy podobnych, opisanych powyżej trendach zmian, praktycznie nie występuje. prawdopodobnie wynika to z właściwości obiektu badań, drutów liny o znacznym i niejednakowym na długości stopniu odkształcenia plastycznego wynikającego z procesu produkcji. skutkuje to całkowicie nieznanym stanem początkowym próbek pod względem stopnia odkształcenia plastycznego i stanu naprężeń własnych, co znacząco wpływa na otrzymane wyniki pomiarów i ich rozrzut. parametr seria si seria sii długość próbki [mm] 200 150 koniec pomiarów 1000 mpa zerwania próbki średnica otworu cewki [mm] 4 2,8 długość cewki [mm] 40 15 liczba zwojów cewki 1500 750 grubość drutu nawojowego cewki [mm] 0,28 0,15 sii-2 7 6 5 4 3 2 1 0 0,4 1,20,8 1,6-0,4 0 mpa 300 mpa 600 mpa 1000 mpa 1300 mpa 1700 mpa ωl ωl0 r-r0 ωl0 si-2 9 8 7 6 5 4 3 2 1 0 20,4 1,20,8 1,6 2,4 ωl ωl0 0 mpa 100 mpa 300 mpa 600 mpa 1000 mpa r-r0 ωl0 b)a) 60 przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 rys. 3. wpływ naprężeń na wartości znormalizowanych składowych impedancji, seria si fig. 3. effect of stresses on normalized impedance components, si series rys. 4. wpływ naprężeń na wartości znormalizowanych składowych impedancji, seria sii fig. 4. effect of stress on normalized impedance components, sii series rys. 5. rozkład składowych wmpr dla dwóch stanów obciążenia: a) składowa normalna, b) składowa styczna fig. 5. the distribution of own magnetic stray field components for two laden states: a) normal component, b) tangential component pomiary własnego magnetycznego pola rozproszenia wmpr na rysunkach 5a i 5b przedstawiono rozkłady składowych wmpr (rys. 5a – składowa normalna, rys. 5b – składowa styczna) wzdłuż długości próbki drutu o średnicy 2,8 mm dla dwóch stanów obciążenia. pierwszy z nich to naprężenie 350 mpa, przy którym nastąpiło wyprostowanie odkształconego w procesie produkcji drutu liny (co umożliwiło przeprowadzenie wiarygodnego pomiaru), a drugi 1700 mpa, to pomiar odpowiadający stanowi naprężenia tuż przed zerwaniem. widoczne dla przedstawionych, skrajnych stanów obciążenia drutów lin, zmiany wartości składowych wmpr nie są jednakowe na długości pomiarowej ani nie mają jednolitego trendu zmian. eksperyment ten pokazuje, że dla po jedynczego drutu liny pomiary wmpr, z zastosowaniem opisanej aparatury badawczej, nie dają wyników mogących posłużyć do opracowania korelacji diagnostycznych opisujących stan wytężenia. a) b) c) 100 mpa 200 mpa 300 mpa 400 mpa 500 mpa 600 mpa 700 mpa 800 mpa 900 mpa 1000 mpa 0 mpa 0 mpa 100 mpa 200 mpa 300 mpa 400 mpa 500 mpa 600 mpa 700 mpa 800 mpa 900 mpa 1000 mpa r-r0 ωl0 ωl ωl0 ωl ωl0 f=0,12 khz f=1 khz r-r0 ωl0 8,2 8 7,8 7,6 7,4 7,2 6,6 6,5 6,4 6,3 6,2 6,1 0,44 0,50,46 0,520,48 0,54 0,56 1,6 1,8 2 2,2 2,4 0 mpa 100 mpa 200 mpa 300 mpa 400 mpa 500 mpa 600 mpa 700 mpa 800 mpa 900 mpa 1000 mpa ωl ωl0 f=10 khz r-r0 ωl0 2,64 2,6 2,56 2,52 2,48 2,44 1,54 1,56 1,58 1,6 1,64 1,661,62 b) c) ωl ωl0 r-r0 ωl0 0 mpa 100 mpa 200 mpa 300 mpa 400 mpa 500 mpa 600 mpa 700 mpa 800 mpa 900 mpa 1000 mpa 1100 mpa 1200 mpa 1300 mpa 1400 mpa 1500 mpa 1600 mpa 1700 mpa f=10 khz 2,56 2,54 2,52 2,5 2,48 2,46 1,18 1,2 1,22 1,24 1,26 a) ωl ωl0 r-r0 ωl0 0 mpa 100 mpa 200 mpa 300 mpa 400 mpa 500 mpa 600 mpa 700 mpa 800 mpa 900 mpa 1000 mpa 1100 mpa 1200 mpa 1300 mpa 1400 mpa 1500 mpa 1600 mpa 1700 mpa f=0,12 khz -0,2 1,8 0,2 0,4 0,6 6,1 6 5,9 5,8 5,7 5,6 ωl ωl0 r-r0 ωl0 0 mpa 100 mpa 200 mpa 300 mpa 400 mpa 500 mpa 600 mpa 700 mpa 800 mpa 900 mpa 1000 mpa 1100 mpa 1200 mpa 1300 mpa 1400 mpa 1500 mpa 1600 mpa 1700 mpa f=1 khz 1,2 1,25 1,3 1,41,35 1,451,15 5,2 5,16 5,12 5,08 5,04 5 odległość względna h n -x  [a /m ] h tx  [a /m ] odległość względna 0 0 200 100 0 -100 -200 -300 500 0 -500 -1000 -1500 -2000 0,6 0,60,4 0,41 10,2 0,20,8 350 mpa 350 mpa 1700 mpa 1700 mpa 0,8 a) b) 61przegląd  spawalnictwa vol. 89 11/2017 podsumowanie  przeprowadzono eksperymenty polegające na rozciąganiu rozplecionych drutów liny i pomiarach własnego magnetycznego pola rozproszenia wmpr oraz parametrów impedancji niskoczęstotliwościowej. celem badań było rozszerzenie diagnostyki stanu lin o identyfikację stanu ich wytężenia na podstawie pomiarów zmian właściwości magnetycznych. wyniki badań pokazały, że pomiary wmpr, przy użyciu stosowanej aparatury badawczej, dla pojedynczego drutu liny nie dają wyników mogących posłużyć do opracowania korelacji diagnostycznych opisujących stan wytężenia. zmiany wartości składowych wmpr nie mają jednolitego trendu zmian ani nie są jednakowe na długości pomiarowej. dla pomiarów impedancji niskoczęstotliwościowej, analizując pojedyncze pomiary, możliwa jest w miarę jednoznaczna identyfikacja stanu wytężenia. natomiast problem stanowi powtarzalność wyników, która przy podobnych trendach zmian, praktycznie nie występuje. kolejne badania w kierunku identyfikacji stanu wytężenia lin stalowych powinny dotyczyć rzeczywistego obiektu – całej liny, gdzie sygnał diagnostyczny będzie sygnałem wynikowym z wielu pojedynczych drutów, co może, ale wcale nie musi poprawić powtarzalność wyników pomiarów impedancji niskoczęstotliwościowej. literatura [1] kwaśniewski j., krakowski t., ruta h., molski s., pypno m., ratuszny k.: qualitative assessment of the working condition of ropes in rope, applied mechanics and materials 683, 2014, pp. 45-49. [2] kwaśniewski j., krakowski t., molski s., ruta h., szybowski j.: aspekty techniczno-metrologiczne nieniszczących badań eksploatacyjnych wybranych elementów urządzeń transportu linowego, przegląd komunikacyjny 72 (3), s. 33-38. [3] deputat j.: podstawy metody magnetycznej pamięci metalu, dozór techniczny 5/2002, s. 97-105. [4] roskosz m.: wykorzystanie własnego magnetycznego pola rozproszenia w diagnostyce elementów ferromagnetycznych, gliwice 2014, wydawnictwo politechniki śląskiej, monografia nr 530, isbn 978-83-7880-244-0. [5] roskosz m., fryczowski k.: analiza możliwości identyfikacji stanu naprężeń czynnych na podstawie własnego magnetycznego pola rozproszenia ferromagnetyka, przegląd spawalnictwa, vol. 87 nr 12, 2015, s. 75-77. [6] żurek z. h., duka p.: obwody rlc w diagnostyce i eksploatacji maszyn, wydawnictwo politechniki śląskiej, gliwice 2014. [7] fryczowski k., roskosz m., żurek z. h.: badania wstępne wpływu obciążeń rozciągających na parametry obwodu rlc, przegląd spawalnictwa, vol. 87, nr 12, 2015, s. 45-49. [8] witoś m., roskosz m., fryczowski k., żurek z. h.: bezdotykowy pomiar naprężeń metodą elektromagnetyczną, autobusy, technika, eksploatacja, systemy transportowe, vol. 12, 2016, issn: 1509-5878. [9] roskosz m., witoś m., żurek z. h., fryczowski k.: porównanie możliwości diagnostycznych metod magnetycznej pamięci metali, szumu barkhausena i niskoczęstotliwościowej impedancji, przegląd spawalnictwa, vol. 88, nr 10, 2016, s. 57-62, issn: 0033-2364. ps 001 2016 www.pdf 92 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 badania cech powierzchni z wykorzystaniem   optycznych metod skaningowych – wymagania i pomiary  zgodnie z wytycznymi serii pn-en iso 25178 the investigations of the surface characteristics by methods of the optical scanning – requirements and measurements according with the guidelines of the pn-en iso 25178 dr inż. daniel grochala; mgr inż. emilia bachtiak-radka; mgr inż. sara dudzińska – instytut technologii mechanicznej i mechatroniki. autor korespondencyjny/corresponding author: daniel.grochala@zut.edu.pl streszczenie zużycie części maszyn zaczyna się od powierzchni. niekontrolowane zużycie prowadzi do utraty użyteczności technologicznej wyrobów, a nawet ich całkowitego zniszczenia. zatem bardzo ważne okazuje się nadanie odpowiednich właściwości powierzchniom wytwarzanych wyrobów. równie ważne jak technologia powierzchni staje się jej badanie. w przeciągu ostatnich lat pojawiają się normy z rodziny iso 25178 dotyczące specyfikacji geometrii wyrobów i struktury geometrycznej powierzchni (sgp). najpierw pojawiały się normy związane z metodyką pomiarów oraz sposobem wyznaczania parametrów określających właściwości technologiczne i eksploatacyjne sgp. dopiero na samym końcu pojawiła się zasadnicza – pierwsza część normy (iso 25178-1:2016en), która standaryzuje sposób definiowania i nanoszenia symboliki w dokumentacji konstrukcyjnej i technologicznej. w artykule przybliżono możliwości analizy wybranych grup parametrów sgp z wykorzystaniem optycznych metod skaningu, symbolikę stosowaną w zapisie konstrukcji dotyczącą warunków pomiaru cech funkcjonalnych i technologicznych powierzchni. słowa kluczowe: badania nieniszczące; mikroskopia konfokalna; mikroskopia interferencyjna; struktura geometryczna powierzchni; izotropia powierzchni; chropowatość abstract the wear of machine parts starts from the surface. uncontrolled consumption leads to loss of technological products properties or even their total destruction. therefore, it is extremely important to give the appropriate properties of surfaces manufactured. as important as the surface technology becomes is its research. over the last six years, are develop standards of the iso 25178 on the specifications of geometry and geometric surface specification (gps). interestingly, first appeared norms related to the way of defining the parameters defining the technological and operational properties of the gps. only at the end there was a fundamental the first part of the standard (iso 25178-1: 2016en), which standardizes the way of defining and marking in the construction and technological. the article show the possibilities of analysis of selected groups of parameters gps using optical scanning methods, the symbolics used in the documentation and the conditions for measuring the technological surface requirements. keywords:  non destructive testing; confocal microscopy; interference microscopy; surface geometric structure; surface isotrophy; roughness wstęp w badaniach właściwości technologicznych i eksploatacyjnych powierzchni wyrobów najpowszechniej wykorzystuje się metody pomiaru profilometryczne (2d) – rysunek 1 przyrządami stykowymi (z głowicami ślizgaczowymi lub bezślizgaczowymi). ilość informacji dostępna w sygnale rejestrowanym na powierzchni zależna jest od metody pomiarów, możliwości softwarowych przyrządu pomiarowego oraz wiedzy i doświadczenia operatora daniel grochala, emilia bachtiak-radka, sara dudzińska prowadzącego pomiary. w ostatnich latach w analizie stanu struktury geometrycznej powierzchni coraz częściej stosowany jest trzeci wymiar. połączenie w badaniu 3d informacji zbieranych w szeregu równoległych profili pozwala na określenie bardzo wielu niedostępnych wcześniej właściwości powierzchni. bada się jej reprezentatywny fragment o określonej długości, szerokości i wysokości. dzięki temu obiektywnie można oceniać powierzchnię przeglad welding technology review 93przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 odznaczają się niejednorodnością tekstury (tzw. powierzchnię anizotropową). dołożenie jednego wymiaru do analizy sygnału z powierzchni 3d wcale nie spowodowało wzrostu stopnia skomplikowania badania o 30%. uwzględniając dodatkowy wymiar w analizie powierzchni można zaryzykować stwierdzenie, że do trzeciej potęgi wzrósł stopień skomplikowania i ilość kombinacji w opracowaniu pozyskanych danych 3d. wiąże się to w głównej mierze ze stopniem skomplikowania metodyki związanej z akwizycją zbioru punktów powierzchni 3d (różnymi przyrządami) oraz stopniem i mnogością sposobów związanych z obróbką zebranej chmury punktów, a także z wieloraką formą prezentacji otrzymanych wyników. autorzy w artykule chcą nieco przybliżyć metodykę pomiarów od nano i mikro chropowatości metodami skaningowej interferometrii przesunięcia fazowego, aż po pomiary mezzo chropowatość i błędów kształtu z wykorzystaniem mikroskopii konfokalnej. pomiary chropowatości 2d są bardzo często i chętnie stosowane w przemyśle do oceny efektywności realizowanych procesów technologicznych [1÷3]. są bardzo łatwe do przeprowadzenia, warunki takich badań zostały zdefiniowane w normach [4÷6]. ponadto przenośnie urządzenia profilometryczne są obecnie stosunkowo tanie i łatwo dostępne. rolą technika pomiarowego, jest dobór optymalnej metody pomiarowej ewentualnie zastosowanie metodyki podanej przez technologa zapisanej za pomocą uszczegółowionego symbolu chropowatości zgodnie z normą iso [6]. jednakże otrzymane w ten sposób wyniki bywają często obarczone dużym rozrzutem. dzieje się tak ponieważ wartości parametrów sgp uzyskane z pomiarów stykowych metodami profilometrycznymi zależne są w dużym stopniu od warunków przeprowadzonego pomiaru [7]. duży wpływ ma wybór miejsca pomiaru, kierunek prowadzenia ostrza odwzorowującego podczas pomiaru, oraz jego geometria i stan. pomiary chropowatości stają się szczególnie trudne w badaniu powierzchni anizotropowych, na których widać więcej niż jeden kierunek nierówności. takie powierzchnie najczęściej powstają podczas przełomów zmęczeniowych, a także w trakcie obróbki przedmiotów o skomplikowanym przestrzennie kształcie (formy wtryskowe, matryce lub tłoczniki) poprzez frezowanie, piaskowanie lub ręczne polerowanie. rys. 1. pomiar wybranego profilu powierzchni [3] fig. 1. the measurement of surface profile [3] pomiary struktury   geometrycznej powierzchni ze względu na duży rozrzut wyznaczonych wartości parametrów sgp 2d przyjęło się praktykowanie polegające na prowadzeniu pomiarów profilometrami stykowymi zgodnie z zasadą 16%, co najczęściej oznacza konieczność przeprowadzenia większej ilości pomiarów. taka metodyka postępowania przy ocenie stanu sgp jest niestety pracochłonna i wymaga szczególnej staranności od operatora. pod względem całościowej, obiektywnej oceny przestrzennego stanu struktury geometrycznej powierzchni sgp 3d dużo lepsze są optyczne metody skaningowe. w budowie optycznych urządzeń do pomiarów topografii powierzchni korzysta się najczęściej ze zjawisk fizycznych towarzyszących interferencji wybranej długości elektromagnetycznej fali świetlnej (mikroskopia interferencyjna przesunięcia fazowego lub koherentna). drugim często wykorzystywanym w budowie profilometrów optycznych zjawiskiem jest efekt ogniskowania i odbicia z powierzchni mierzonego przedmiotu fali elektromagnetycznej o określonej długości pochodzącej z szerokiego spektrum światła białego (chromatyczna mikroskopia konfokalna) [8]. określenie parametrów wykorzystywanych do opisu stanu przestrzennego struktury geometrycznej powierzchni dopiero od niedawna zostało uregulowane normą iso [9]. część prac normalizacyjnych w rodzinie norm iso 25178 nadal trwa. oprócz obróbki chmury punktów (w celu wyznaczenia wybranych wartości parametrów sgp 3d) bardzo ważne jest zagwarantowanie dokładnego odwzorowania powierzchni mierzonej. często w trakcie skanowania powierzchni metodami optycznymi wkrada się szereg błędów m.in. tworzenie się pików na krawędziach rys i zagłębień powierzchni, utrata sygnału w miejscu ogniskowania wiązki świetlnej powodowana obecnością kurzu, śladów korozji lub występowania fazy przejściowej materiału, z którego wykonano mierzony przedmiot. w zależności od zadania metrologicznego każdorazowo, metodyka akwizycji chmury punktów powierzchni winna zostać starannie dobrana i szczegółowo opisana. częściowo warunki akwizycji chmury punktów powierzchni regulują normy [10÷11]. jednak ze względu na obecność na rynku wielu różnych systemów pomiarowych od różnych producentów istotnie różniących się w swych specyfikacjach (powiększenia optyczne, wielkości szczelin dyfrakcyjnych i matryc oraz rozdzielczość spektrometrów) może być bardzo ciężko odtworzyć metodykę pomiarów, co z kolei prowadzić może do trudności w wyznaczeniu porównywalnych wartości wybranych parametrów sgp 3d. opis warunków badań przestrzennego stanu struktury geometrycznej powierzchni w dokumentacji konstrukcji został uregulowany stosunkowo niedawno [12] – rysunek 2. skaning powierzchni za pomocą metod mikroskopii interferencyjnej oim [7] umożliwia badania struktur wchodzących w obszar tzw. mikro i nano chropowatości – rysunek 3. z tak niskimi nierównościami powierzchni na ogół ma się do czynienia przy pomiarach chropowatości szkieł interferencyjnych, powierzchni roboczych wzorców długości i kąta. w elektronice tak niskie chropowatości powierzchni na pograniczu skali mikro i nano występują przy produkcji krzemowych nośników w układach mikroprocesorowych a także na powierzchniach talerzy w dyskach twardych, które pokrywane są warstwą nośnika magnetycznego o grubości kilku mikrometrów. metodami mikroskopii interferencyjnej możliwe jest również prowadzenie pomiarów chropowatości powierzchni przykrytych warstwami transparentnymi cieczy lub ciał stałych w postaci szkieł lub przezroczystych lakierów. tego typu mikroskopia często jest wykorzystywana w badaniach zwilżalności powierzchni ciał stałych do określania ich właściwości hydrofobowych i hydrofilowych. 94 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 rys. 2. zapis oznaczeń w dokumentacji konstrukcyjnej dotyczący wymagań sgp 3d wg iso 25178-1:2016en; a) widok przedstawiający przykładowy sposób użycia symbolu graficznego, b) skrócony symbol tekstowy z którego wynika, że parametr chropowatości smr wyznaczony 0.4 µm pod najwyższymi pikami powierzchni powinien mieć wartość powyżej 70%, parametr wyznaczyć po stosowaniu liniowego filtra dolnoprzepustowego s o długości 0.008 mm i liniowego górnoprzepustowego filtra l o długości 2.5 mm, c) uszczegółowiony symbol graficzny nakazujący obróbkę powierzchni przez szlifowanie i honowanie do uzyskania krzyżowej kierunkowości struktury, gdzie dolna granica parametru chropowatości smr wyznaczona po filtrowaniu chmury punktów powierzchni filtrami dolnoprzepustowymi o długości 0.025 mm i górnoprzepustowymi kształtu robust gauss o długości 8 mm mierzona przy poziomie -0.2 µm pod najwyższym pikiem będzie większa od 60%, powierzchnia po obróbce powinna zostać rozmagnesowana [12] fig. 2. recording of the symbolics in construction documentation of the requirements of the gps 3d by the iso 251781:2016en; a) view showing an example of how to use the graphic symbol, b) notation of the short of text characteristic of surface lower limit tolerance, s-l surface, s-filter nesting index = 0,008 mm, the nondefault f-operator is a linear filter with nesting index of 2.5 mm, smr minimum limit value at c-level 0,4 μm = 70%; c) a detailed graphic symbol of surface with a manufacturing requirement (ground and honed) and a surface lay requirement, lower limit tolerance, s-f surface, s-filter nesting index = 0,025 mm, the non-default f-operator is a robust gaussian filter with nesting index of 8 mm, chosen s-parameter is areal material ratio of the scale limited surface, smr minimum limit value at c-level 0,2 μm = 60% and measured downwards into the surface from the reference plane given by smr = 5%. the non-default specification of extracted surface is an electro-magnetic surface. [12] rys. 3.  zakres i rozdzielczość różnych technik w badaniach sgp [7], afm – mikroskopia sił atomowych, scm – mikroskopia konfokalna, ssm – metody skanowania dotykowego, sem – skaning mikroskopami elektronowymi, stm – skaningowa mikroskopia tunelowa, oim – optyczne metody interferencyjne fig. 3. the range and resolution of different techniques in the study of the gps [7], afm – atomic force microscopy, scm – confocal microscopy, ssm – touch scanning methods, sem – scanning electron microscopes, stm – scanning tunneling microscopy, oim – optical interference methods analiza właściwości technologicznych   i cech funkcionalnych powierzchni badania parametrów wysokościowych sgp 3d o zużyciu powierzchni, jej adhezji oraz zwilżalności w dużej mierze decydują wysokości nierówności. pomiar mikrochropowatości dotychczas był utrudniony ze względu na szum przetworników analogowo-cyfrowych (indukcyjne lub piezoelektryczne) używanych w konstrukcji profilometrów stykowych. szum ten najczęściej odcinano za pomocą filtra dolnoprzepustowego λs. chropowatość badana była w zakresie pomiędzy dolnoprzepustowym filtrem λs i górnoprzepustowym λc. dopiero optyczne metody pomiarowe, bazujące na wykorzystaniu głowic konfokalnych o niskim poziomie szumu umożliwiają badania topografii powierzchni bez stosowania filtra λs. zatem do „wglądu” dostępne stały się obszary chropowatości niewidoczne wcześniej. chromatyczna mikroskopia konfokalna jest bardzo wygodną metodą obrazowania struktur geometrycznych powierzchni. do detektora poprzez układ soczewek i szczelin dociera światło o długości fali zogniskowanej wyłącznie w mierzonym punkcie powierzchni. dzięki temu można zachować wysoki kontrast i uniknąć błędów związanych z dyfrakcją i odbiciem światła białego. metody konfokalne umożliwiają zebranie chmury punktów „dobrej jakości” dla powierzchni przedmiotów wykonanych ze stali i metali nieżelaznych a także tworzyw sztucznych. precyzyjne ustawienie przedmiotu oraz płaszczyzny ogniskowania chmury punktów powierzchni umożliwiło w laboratorium topografii powierzchni (ltp) zachodniopomorskiego uniwersytetu technologicznego (zut) w szczecinie przeprowadzenie pomiarów mikro i mezo chropowatości powierzchni przedmiotów o dużej porowatości – rysunek 4 [13]. badano strukturę geometryczną powierzchni spienionego aluminium w miejscu cięcia. wyznaczono parametry sgp 3d po przecinaniu strumieniem wody, po zastosowaniu przecinania mechanicznego piłą, przecinania laserowego – rysunek 4a, a także przecinania metodą elektroiskorową – rysunek 4b. do badań sgp 3d wykorzystano maszynę altimet a520 uzbrojoną w czujnik konfokalny cl3 o zakresie pracy do 1.2 mm i rozdzielczości w optycznej osi przyrządu (z) 60 nm. a) b) rys.  4. powierzchnie pianek aluminiowych mierzone w miejscu przecięcia (płaszczyzna xy) [13]: a) laserem, b) techniką edm fig.  4. the surfaces of aluminum foams is measured at the intersection (plane xy) [13]: a) after laser cutting, b) by the cutting of the edm próbki ze spienionego aluminium odznaczały się obecnością pustych przestrzeni zajmujących dużą objętość. natomiast w przekroju powstałym w miejscu cięcia pojawiały się „mostki” z aluminium, na których widoczne były różne ślady cięcia w zależności od zastosowanej techniki. mostki te były stosunkowo wąskie i zajmowały niewielki obszar mierzonej powierzchni. w zakresie czujnika często znajdował siłę materiał aluminiowy stanowiący osnowę pęcherza, którego topografia była odmienna od tej ukształtowanej w płaszczyźnie cięcia xy – rysunek 4. ze względu na duży 95przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 rozmiar porów i małą szerokość mostków łączących należało skanować duże obszary powierzchni próbki 10 x 10mm z wysoką rozdzielczością zachowując małą prędkość ruchu głowicy. dobrana metodyka zagwarantowała również minimalny udział niekorzystnych zjawisk optycznych powstających na krawędziach por – mostek (piki, utrata sygnału). powstałą w ten sposób chmurę punktów opracowano. wykonano poziomowanie i odcięto wartości progowe, po to aby w wartościach parametrów sgp 3d znalazły się tylko fragmenty powierzchni, pochodzące z mostków. zarejestrowane w trakcie badań wartości parametrów sgp 3d wahały się dla sa od 8.37÷69.5 µm, sq 13.3÷38.4 µm i sz 198÷643 µm [13]. otrzymane wartości parametrów pozwoliły wyłonić najlepszą metodę cięcia, szczególnie przydatną ze względu na warunki technologiczne. pomiary stopnia izotropii powierzchni o refleksyjności powierzchni, jej zdolności do odbijania światła, jej nośności, a także o zdolności do utrzymywania środków smarnych mówi szereg parametrów związanych ze stopniem izotropii [9]. taka “funkcionalność” powierzchni przedmiotów często bywa nadawana poprzez obróbkę skrawaniem, w której na chropowatość wpływa regularna geometria narzędzia i warunki kinematyczne procesu. dokładne oscylacyjne obróbki wykończeniowe takie jak gładzenie i polerowanie, a także obróbki strumieniowo ścierne prowadzą do otrzymania powierzchni bezkierunkowych – izotropowych o różnych wartościach wysokościowych parametrów sgp. często otrzymana powierzchnia gotowego wyrobu jest wynikiem odwzorowania innej powierzchni np. narzędzia. taka sytuacja ma miejsce podczas formowania odlewów lub podczas kształtowania wyprasek z tworzyw sztucznych w precyzyjnych formach ciśnieniowych. w ltp zut poddano badaniom zmiany tekstury powierzchni i stopnia izotropii powodowane hybrydową obróbką łączącą kształtujące frezowanie powierzchni przestrzennych złożonych z wykończeniowym nagniataniem (plastyczną obróbką wcześniej ukształtowanej powierzchni) [15]. zbadano jaki wpływ na wyniki sgp 3d ma strategia prowadzenia freza podczas obróbki na twardo przedmiotów wykonanych ze stali x160cemov121 ulepszanych cieplnie do twardości 52±2 hrc – rysunek 5. a) b) rys. 5. powierzchnie po frezowaniu i nagniataniu z siłą 800n, kulą ceramiczną z zro2 o średnicy 10 mm na powierzchni frezowanej z posuwem wierszowania: a) 0.3 mm, b) 0.5 mm [15] fig. 5. surfaces after milling and burnishing with the force 800n, with a ceramic ball from zro2 with a diameter of 10 mm on the milled surface of the cross feed: a) 0.3 mm, b) 0.5 mm [15] podczas badań wykorzystano chromatyczny sensor konfokalny cl1. do badań przyjęto obszar powierzchni o wymiarach 3,0 x 3,0 mm. eksperymentalnie ustalono rozdzielczość skanowania wzdłuż osi x na 0.47 µm i 5 µm wzdłuż osi y co dało 6303 punktów w 601 liniach. pomiar prawie 3.8 mln punktów dla każdej z powierzchni trwał średnio 1.5 h. okazało się, że wykorzystanie parametrów izotropowości powierzchni do opisu efektywności obróbki – zmiany tekstury powierzchni regularnej, okresowej – na strukturę bezkierunkową (anizotropowej na izotropową) jest bardzo wygodne dla technologa. w ten sposób unika się subiektywnej oceny wytworzonej powierzchni. dodatkowe kryterium izotropowości połączone z wartościami wysokościowych parametrów sgp pozwala na bardziej wydajny dobór technologicznych parametrów obróbki często różnych zabiegów obróbkowych łączonych w jednej operacji technologicznej. okazało się, że podczas badań nie udało się osiągnąć zmiany stanu anizotropowej powierzchni frezowanej na izotropowy efekt po nagniataniu (stopień izotropowości wyższy od 80%). zbyt niski efekt był spowodowany zbyt małą wartością przyjętej siły nagniatania (fn=800n) i stosunkowo niewielkimi odkształceniami plastycznymi stali x160crmov121. otrzymane wnioski dotyczyły również charakteru funkcjonalnego powierzchni i wywodziły się bezpośrednio z przeprowadzonej analizy stopnia izotropii powierzchni. istniało duże prawdopodobieństwo, że wytworzona sgp narzędzia (tłocznika lub matrycy) w początkowym okresie eksploatacji będzie przenoszona na powierzchnię wytwarzanych wyrobów powodując ich zmatowienie. pomiary cech funkcjonalnych powierzchni jedną z ciekawszych prac prowadzonych w zakresie określenia cech funkcjonalnych powierzchni były badania identyfikujące parametry odznaczające się „najwyższą czułością” i jednocześnie określające związek między gęstością energii w technologii spiekania proszków metali (selective laser melting slm) a skrawalnością otrzymanego spieku co-cr często używanego w dentystyce i protetyce [14] – rysunek 6. a) b) rys. 6. widok powierzchni otrzymanej po frezowaniu przedmiotu ze spieku proszku metalu co-cr [14]; a) o najmniejszych wartościach parametrów funkcyjnych (vm=0.000048; vv=0.0016; vmp=0.000048; vmc=0.00116; vvc=0.0014; vvv=0.000198); b) o największych wartościach parametrów funkcyjnych (vm=0,0000457; vv=0,0013; vmp=0,000045; vmc=0,00087; vvc=0,0011; vvv=0,000112) wg pn en-iso 25178-2 fig. 6. view of the surface obtained after milling workpieces from laser melting of the steel co-cr [14]; a) the smallest values of the function parameters (vm = 0.000048; vv = 0.0016; vmp = 0.000048; vmc = 0.00116; vvc = 0.0014; vvv = 0.000198); b) with the highest values of the function parameters (vm = 0.0000457; vv = 0.0013; vmp = 0.000045; vmc = 0.00087; vvc = 0.0011; vvv = 0.000112) according to pn en-iso 25178 -2 na potrzebę prowadzonych badań akwizycję chmury punktów powierzchni prowadzono za pomocą konfokalnego sensora chromatycznego cl2. pomiary wykonano na polach o wymiarach 2x2 mm. eksperymentalnie ustalono rozdzielczość skanowania w płaszczyźnie xy na 9128x1801 punktów. pomiar ponad 16.4 mln punktów dla każdej z próbek trwał średnio 45 min. opracowanie zarejestrowanej chmury punktów polegało na poziomowaniu powierzchni (płaszczyzną średnią aproksymowaną metodą najmniejszych kwadratów). wyznaczano wartości progowe w celu usunięcia błędnie zebranych punktów (pików) powierzchni, punkty usuwane 96 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 10/2016 każdorazowo ustawiono jako wartości niemierzone. wyznaczano wartości stereometrycznych parametrów chropowatości wg pn en-iso 25178-2 (wybranych parametrów wysokości powierzchni, parametrów funkcyjnych, przestrzennych i cech powierzchni) oraz wartości parametrów funkcyjnych wg eur 15178n. w całym zakresie badań (dla wszystkich próbek) nie stwierdzono istotnych różnić pomiędzy pionowymi i poziomymi wartościami parametrów sgp 3d, co świadczy o stabilności przeprowadzonego procesu skrawania. dopiero pomiary parametrów sgp 3d, przeprowadzone z bardzo dużą rozdzielczością poziomą i pionową, ukazały w chmurze punktów sygnał świadczący o obecności istotnych informacji na temat warunków wytwarzania stopów co-cr metodami slm. udało się wykazać wyraźny związek pomiędzy parametrami funkcyjnymi (objętości) i cech sgp (sdv, shv oraz sda i sha) a objętościową gęstością energii wiązki lasera dla spieków wykonanych z proszków metalu co-cr metodą slm, które następnie poddano frezowaniu. podsumowanie i wnioski zebrane doświadczenie i poczynione obserwacje podczas prac realizowanych w ltp zut w szczecinie na potrzeby przemysłu a także w trakcie licznie realizowanych prac badawczych pozwalają sformułować następujące wnioski. bardzo rzadko w dokumentacji konstrukcyjnej konstruktorzy i technolodzy korzystają z uszczegółowionych sposobów zapisu wymagań stanu oraz sposobu pomiaru sgp. w dużej mierze bierze się to z wciąż jeszcze dynamicznego rozwoju w tym obszarze metrologii (rodzina norm iso 25178). analiza topografii niesie ze sobą znacznie więcej informacji. do ich prawidłowego zinterpretowania potrzeba dużego doświadczenia metrologicznego i wiedzy na temat technologii i przeznaczenia powierzchni, obecnie w obiegu jest łącznie ponad 300 parametrów sgp 2d i 3d. najlepiej aby w tym gąszczu wyboru najlepszego zestawu parametrów dokonał konstruktor wraz z metrologiem i technologiem. często o właściwościach technologicznych i eksploatacyjnych świadczą wzajemne relacje różnych parametrów sgp. na przykład śledząc zużycie nie można się ograniczać wyłącznie do analizy wysokościowych parametrów pomijając grupę parametrów cech powierzchni. wybór głowicy pomiarowej i metodyki pomiaru każdorazowo winien być podparty badaniami wstępnymi. zmiana jednego z parametrów akwizycji chmury punktów lub czujnika pomiarowego może istotnie wpłynąć na wartości zarejestrowanych parametrów sgp 3d. obecne normy nie precyzują warunków obróbki zarejestrowanej chmury punktów, metrolog ma dużą swobodę w zakresie kolejności operacji i stosowanych filtracji – co może prowadzić do istotnych zmian wartości zarejestrowanych parametrów sgp 3d (te różnice mogą sięgać od kilku procent do nawet kilkuset procent). aby wyniki były powtarzalne i odtwarzalne, to postępowanie podczas obróbki chmury punktów każdorazowo powinno zostać dokładnie opisane. podczas weryfikacji wyników zarejestrowanych przyrządem optycznym za pomocą przyrządu stykowego należy pamiętać aby zastosować odpowiednią filtrację morfologiczną, której celem będzie symulowanie stanu sgp 3d, tak jak gdyby została zarejestrowana na skutek skaningu ostrzem odwzorowującym o ustalonej geometrii. w przeciwnym wypadku rozbieżności, które się pojawią mogą sięgać nawet kilkuset procent wartości mierzonych (weryfikowanych) parametrów sgp. literatura [1] a. wypych: mikrostruktura i właściwości eksploatacyjne inconelu 625 w postaci warstw natryskiwanych cieplnie, przegląd spawalnictwa, vol 83, no 12 (2011), s. 56-58. [2] w. żórawski, n. radek: mikrostruktura i właściwości natryskiwanych naddźwiękowo powłok wc-12co po obróbce elektroiskrowej, przegląd spawalnictwa, vol 84, no 9 (2012), s. 46-50. [3] j. górka, r. skiba: wpływ procesów cięcia termicznego i strumieniem wody na właściwości i jakość powierzchni ciętych stali niskostopowych o wysokiej granicy plastyczności, przegląd spawalnictwa, vol 85, no 2 (2013), s. 11-18. [4] pn-en iso 4287:1999/a1:2010, specyfikacje geometrii wyrobów. struktura geometryczna powierzchni: metoda profilowa. terminy, definicje i parametry struktury geometrycznej powierzchni. [5] pn-en iso 4288:2011, specyfikacje geometrii wyrobów (gps). struktura geometryczna powierzchni: metoda profilowa. zasady i procedury oceny struktury geometrycznej powierzchni. [6] pn-en iso 1302:2004, specyfikacje geometrii wyrobów (gps). oznaczanie struktury geometrycznej powierzchni w dokumentacji technicznej wyrobu. [7] p. pawlus, m. wieczorowski, t. mathia; the errors of stylus methods in surface topography measurments; wydawnictwo zapol sobczyk sp.j. szczecin. isbn 98-78-83-7518-699-4, 2014. [8] m. wieczorowski; metrologia nierówności powierzchni metody i systemy; pph zapol szczecin, isbn 978-83-7518-570-6, 2013 [9] pn-en iso 25178-2:2012, specyfikacje geometrii wyrobów (gps). struktura geometryczna powierzchni: przestrzenna – część 2. terminy, definicje i parametry struktury geometrycznej powierzchni. [10] pn-en iso 25178-602:2010, specyfikacje geometrii wyrobów. struktura geometryczna powierzchni: przestrzenna – część 602. charakterystyki nominalne przyrządów bezstykowych (z czujnikiem chromatycznym konfokalnym). [11] pn-en iso 25178-603:2013-12, specyfikacje geometrii wyrobów (gps). struktura geometryczna powierzchni: przestrzenna – część 603. charakterystyki nominalne przyrządów bezstykowych (mikroskopów interferometrycznych z korekcją fazy). [12] iso 25178-1:2016(en), geometrical product specifications (gps). surface texture: areal — part 1. indication of surface texture. [13] s. krajewski, j. nowacki: structure of alsi-sic composite foams surface formed by mechanical and thermal cutting. applied surface science 327 523-531, 2015 http://dx.doi.org/10.1016/j.apsusc.2014.11.122. [14] d. grzesiak, d. grochała, e. bachtiak-radka: identyfikacja parametrów procesu selektywnego spiekania laserowego stopi co-cr na podstawie parametrów topografii powierzchni po frezowaniu, miesięcznik naukowo techniczny mechanik, 8-9, s.7 01-714; 2015; doi 10.17814/mechanik.2015.8-9.483. [15] e. bachtiak-radka, d. grochała, k. chmielewski, w. olszak: badania izotropii powierzchni frezowanej i nagniatanej na twardo ze stali x160crmov121, monografia pod red. prof. e. miko, politechnika świętokrzyska – wydział mechatroniki i budowy maszyn – kielce-sandomierz, s. 641-653, 2015. 201302_pspaw_hy92.pdf 40 przegląd spawalnictwa 2/2013 dariusz fydrych jerzy łabanowski dr inż. dariusz fydrych, dr hab. inż. jerzy łabanowski, prof. pg – politechnika gdańska. streszczenie w artykule przedstawiono zastosowanie techniki ściegu odpuszczającego do poprawy właściwości złączy ze stali konstrukcyjnych wykonywanych w warunkach mokrego spawania pod wodą. scharakteryzowano istotę spawania mokrego elektrodami otulonymi oraz ideę zmiany struktury i własności złączy spawanych poprzez nakładanie ściegów odpuszczających. przedstawiono metodykę oraz wyniki badań metalograficznych i twardości próbek ze stali konstrukcyjnej o podwyższonej wytrzymałości z napoinami próbnymi wykonanymi pod wodą. ustalono, że zastosowana technika może stanowić sposób zmniejszenia twardości napoin w warunkach praktycznych. wyznaczono również optymalny zakres odległości między napoinami (podziałki). abstract the article presents the concept of the use of temper bead welding technology to improve the weldability of structural steels carried out in a wet underwater conditions. the essence of wet welding with coated electrodes, and the idea of changing the structure and properties of welded joints by applying temper beads were characterized. the methodology and results of metallographic and hardness tests carried out on the hsla steel samples with padding welds made under water were presented. it was found that the temper bead technology may be a way for reducing the hardness of the welded deposits. also the optimal distance range between padding welds (pitch) was determined. zastosowanie techniki ściegu odpuszczającego do spawania mokrego application of temper bead welding  in wet welding conditions wstęp spawanie pod wodą najczęściej jest wykonywane elektrodami otulonymi przy bezpośrednim odziaływaniu wody na obszar spawania [1÷4]. w przypadku spawania na małej głębokości, gdy wpływ ciśnienia na jakość złączy może być pominięty, istotnym problemem pozostaje chłodzące oddziaływanie środowiska oraz duża ilość wodoru potencjalnego, które wpływają negatywnie na spawalność stali i właściwości złączy [2, 3, 5, 6]. podstawowym problemem spawania stali pod wodą jest skłonność do tworzenia pęknięć zimnych [1, 3÷5]. w takich warunkach możliwości zredukowanie skłonności do pękania są mniejsze niż w przypadku spawania w warunkach typowych. jedną z metod ograniczenia skłonności do powstawania pęknięć zimnych jest zastosowanie techniki ściegu odpuszczającego [7÷10]. technika ta polega na nakładaniu kolejnych ściegów na warstwę licową spoiny, co wymusza lokalną obróbkę cieplną w podłożu i korzystne przemiany strukturalne prowadzące do zmniejszenia twardości w swc złącza. różne techniki ściegu odpuszczającego stosowane są najczęściej dla złączy elementów o dużej grubości, gdy nie ma możliwości przeprowadzenia obróbki cieplnej po spawaniu [7, 8, 10]. przepisy asme wymagają nakładania sześciu warstw, przy czym dla pierwszych trzech warstw często stosuje się rosnące ilości wprowadzonego ciepła [7]. w przypadku wykorzystania omawianej techniki do zapobiegania formowaniu się pęknięć zimnych istotne jest określenie czasu pomiędzy położeniem ściegu odpuszczanego i odpuszczającego. w zależności od typu zastosowanej elektrody czas tworzenia się pęknięć przy spawaniu mokrym może wynosić od 3 min do 2 h [8]. ważne są też: ilość wprowadzanej energii cieplnej 41przegląd spawalnictwa 2/2013 w każdym ściegu oraz odległość między osiami ściegów (podziałka) [7]. z dotychczasowych doświadczeń wynika, że wzrost liczby ściegów wpływa pozytywnie na udarność złączy, co tłumaczy się odpuszczającym działaniem kolejnych ściegów [9]. ponadto badania wykazały, że zastosowanie techniki ściegu odpuszczającego z podziałką 40% obniżyło twardość maksymalną swc napoiny wykonanej na stali o podwyższonej wytrzymałości poniżej 350 hv [5]. celem podjętej pracy badawczej była ocena przydatności techniki ściegu odpuszczającego jako metody poprawy spawalności stali konstrukcyjnej o podwyższonej wytrzymałości spawanej w środowisku wodnym. podjęto również próbę wyznaczenia najkorzystniejszej podziałki nakładanych ściegów. badania własne materiały do badań do badań użyto blachy o grubości 12 mm ze stali s355j2g3. skład chemiczny stali oraz jej właściwości mechaniczne podano w tablicach i i ii. napoiny próbne wykonano elektrodami omnia (e 42 0 rc 11) firmy lincoln electric o średnicy 4 mm. są to elektrody rutylowe ogólnego przeznaczenia do spawania we wszystkich pozycjach o składzie chemicznym: c – 0,07%, mn – 0,5%, si – 0,5% i właściwościach mechanicznych stopiwa: re – 484 mpa, rm – 565 mpa, a5 – 24,6%. wykonanie badań badania zostały wykonane w laboratorium technik podwodnych zakładu inżynierii spajania politechniki gdańskiej na stanowisku do spawania na małych głębokościach [1, 2]. stanowisko wyposażone jest w źródło prądu spawania esab aristo 400. z badanej stali wycięto próbkę o wymiarach 100 × 200 mm. następnie napawano ją elektrodami omnia w pozycji podolnej z biegunowością dc – zgodnie z metodyką zaproponowaną w [10], tablica ii. właściwości mechaniczne blachy ze stali s355j2g3 table ii. mechanical properties of s355j2g3 steel plate właściwości mechaniczne re, mpa rm, mpa a5, % 464 577 22,1 tablica i. skład chemiczny badanej stali s355j2g3 table i. chemical composition of s355j2g3 steel zawartość składników, % wag. c si mn p s cr ni cu al ce 0,17 0,35 1,44 0,014 0,014 0,04 0,077 0,30 0,02 0,44 polegającą na wykonaniu dwóch napoin nierównoległych. eksperyment zrealizowano na głębokości 150 mm, a czas między wykonaniem obu napoin wynosił 120 s. parametry napawania zestawiono w tablicy iii. w celu zachowania warunków zbliżonych do rzeczywistych oraz wyeksponowania oddziaływania badanego zjawiska drugi ścieg wykonano z większą ilością wprowadzonego ciepła. sposób wykonania napoin oraz pobrania próbek do badań pokazano na rysunku 1. badania metalograficzne makroskopowe głównym celem badań makroskopowych wykonanych zgodnie z wymaganiami normy [11] była ocena stopnia nałożenia drugiej napoiny na pierwszą (podziałki). próbki do badań wycięto na pile ramowej prostopadle do osi pierwszej napoiny, dzięki czemu uzyskano 9 próbek, które oznaczono numerami od 1.1 do 1.9. następnie poddano je szlifowaniu na mokro przy zastosowaniu papierów ściernych o malejącej ziarnistości i wytrawiono nitalem. przykładowe przekroje napoin pokazano na rysunku 2. tablica iii. parametry wykonania napoin próbnych na stali s355j2g3 table iii. process parameters of pad welding on s355j2g3 steel napoina natężenie prądu, a napięcie łuku, v prędkość napawania, mm/min ilość wprowadzonego ciepła, kj/mm 1 206 34,5 255 1,7 2 226 41,0 213 2,6 rys. 2. przekroje napoin próbnych: a) podziałka 38%, b) podziałka 50%, c) podziałka 90% fig. 2. cross-section of test padding welds: a) pitch 38%, b) pitch 50%, c) pitch 90% rys. 1. sposób wykonania napoin próbnych i pobrania próbek do badań fig. 1. the method of test pad welding and cutting samples for tests a) b) c) 42 przegląd spawalnictwa 2/2013 badania metalograficzne mikroskopowe badania metalograficzne wykonano na zgładach trawionych nitalem przy użyciu optycznego mikroskopu leica mef4m. na rysunku 3 oznaczono napoiny, w których zostały wykonane badania metalograficzne oraz pomiary twardości. na rysunku 4 przedstawiono struktury materiału rodzimego, napoiny i swc. stal s355j2g3 wykazuje strukturę ferrytyczno-perlityczną z wyraźną pasmowością. mikrostruktura obu napoin (bazowej i odpuszczającej) jest podobna i składa się z ferrytu w układzie kolumnowym z zarysem struktury widmannstättena. w obszarze przegrzania swc stali s355j2g3 widoczne są iglaste struktury hartownicze. w kilku przypadkach stwierdzono występowanie pęknięć zimnych w swc napoin. pomiary twardości pomiary twardości napoin zostały wykonane metodą vickersa twardościomierzem typu hpo-250 zgodnie z normą [12] przy obciążeniu 98 n (hv 10). rys. 3. umiejscowienie i oznaczenia badanych stref napoin: mr – materiał rodzimy, mna – napoina pierwsza, mnb – napoina druga, swca – swc napoiny pierwszej, swcb – swc napoiny drugiej, wswca – strefa zachodzących na siebie swca i swcb, wswcb – strefa swcb zachodząca w strefę mna, n – strefa normalizacji, p – strefa przegrzania fig. 3. location and designation of investigated zones at test plate: mr – base material, mna – first padding weld, mnb – second padding weld, swca – haz of first padding weld, swcb – haz of second padding weld, wswca – swca and swcb overlap area, wswcb – swcb overlap in mna, nstandardization area, p – overheat area rys. 4. charakterystyczne mikrostruktury próbki napawanej: a) materiał rodzimy – stal s355j2g3, b) napoina, c) swc – obszar przegrzania, d) swc – obszar normalizacji. pow. 200× fig. 4. microstructure of sample: a) base material, b) pad weld, c) overheat area in haz, d) standardization area in haz. magn. 200× rys. 5. rozkład twardości na przekroju napoin, próbka 1.1, podziałka 25% fig. 5. hardness distribution across sample 1.1, pitch 25% rys. 6. rozkład twardości na przekroju napoin, próbka 1.2, podziałka 33% fig. 6. hardness distribution across sample 1.2, pitch 33% rys. 7. rozkład twardości na przekroju napoin, próbka 1.3, podziałka 36% fig. 7. hardness distribution across sample 1.3, pitch 36% rys. 8. rozkład twardości na przekroju napoin, próbka 1.4, podziałka 38% fig. 8. hardness distribution across sample 1.4, pitch 38% a) b) c) d) 43przegląd spawalnictwa 2/2013 rozkłady twardości na przekroju napoin przedstawiono na rysunkach 5÷13. we wszystkich przypadkach stwierdzono wartości twardości maksymalnej przekraczające 350 hv, która uznawana jest za wartość krytyczną. na rysunku 14 pokazano twardość w swc pierwszej napoiny (odpuszczonej) w zależności od podziałki ściegu odpuszczającego. rys. 9. rozkład twardości na przekroju napoin, próbka 1.5, podziałka 50% fig. 9. hardness distribution across sample 1.5, pitch 50% rys. 10. rozkład twardości na przekroju napoin, próbka 1.6, podziałka 68% fig. 10. hardness distribution across sample 1.6, pitch 68% rys. 11. rozkład twardości na przekroju napoin, próbka 1.7, podziałka 79% fig. 11. hardness distribution across sample 1.7, pitch 79% rys. 12. rozkład twardości na przekroju napoin, próbka 1.8, podziałka 86% fig. 12. hardness distribution across sample 1.8, pitch 86% rys. 13. rozkład twardości na przekroju napoin, próbka 1.9, podziałka 90% fig. 13. hardness distribution across sample 1.9, pitch 90% rys. 14. rozkład twardości stref swca2n i swca2p w pierwszej napoinie na stali s355j2g3 w zależności od podziałki ściegów fig. 14. hardness distribution across swca2n and swca2p zones of first weld pad podsumowanie badania wykonane metodą vickersa hv10 wykazały, że w obszarach swc napoin próbnych poddanych oddziaływaniu ciepła pochodzącego ze ściegów odpuszczających nastąpiło znaczące obniżenie twardości. na podstawie badań określono optymalne z punktu widzenia spawalności wartości podziałki dla ściegów odpuszczających w zakresie 40÷85%, przy czym za zakres szczególnie korzystny należy uznać 65÷80% (rys. 14). technika ściegu odpuszczającego umożliwi uzyskanie złączy spawanych spełniających kryteria norm przedmiotowych lub towarzystw klasyfikacyjnych przy zastosowaniu dość prostych zabiegów technologicznych. może zostać zastosowana np. w naprawach rurociągów podmorskich. należy zaznaczyć, że skutek zastosowania techniki ściegów odpuszczających zależy od wielu czynników, m.in. pozycji spawania, parametrów spawania, długości łuku i kąta ustawienia elektrody. kolejne badania powinny uwzględniać tego rodzaju zmienne, co umożliwia określenie optymalnych warunków zastosowania techniki ściegu odpuszczającego przy spawaniu pod wodą. ograniczeniem zastosowania rozpatrywanej techniki może być konieczność zachowania właściwego reżimu technologicznego oraz zapewnienia powtarzalności procesu, co jest szczególnie trudne w przypadku spawania w środowisku wodnym. 44 przegląd spawalnictwa 2/2013 wnioski zastosowanie techniki ściegu odpuszczającego może być skuteczną metodą poprawy spawalności stali o podwyższonej wytrzymałości w warunkach spawania mokrego elektrodami otulonymi. oddziaływanie ciepła od ściegów odpuszczających spowodowało zmniejszenie twardości maksymalnej swc napoiny próbnej na stali s355j2g3 poniżej wartości krytycznej 350hv. literatura [1] łabanowski j., fydrych d., rogalski g.: underwater welding – a review. advances in materials science 3/2008. [2] fydrych d., rogalski g.: wpływ warunków spawania mokrego elektrodą otuloną na zawartość wodoru dyfundującego w stopiwie. przegląd spawalnictwa 2/2008. [3] christensen n.: the metallurgy of underwater welding. proceedings of the international conference „underwater welding”, trondheim, norway 1983. [4] cotton h. c.: welding under water and in the splash zone – a review. proceedings of the international conference „underwater welding”, trondheim, norway 1983. [5] fydrych d., rogalski g., łabanowski j.: spawalność stali o podwyższonej wytrzymałości w warunkach podwodnych. przegląd spawalnictwa 11/2011. [6] rogalski g., fydrych d.: wpływ parametrów spawania pod wodą na twardość złączy. prace naukowe politechniki warszawskiej. seria: mechanika z. 230. warszawa 2010. określono najkorzystniejszy z punktu widzenia spawalności stali zakres wartości podziałki w granicach 65÷80%. badania można kontynuować w kierunku oceny możliwości zastosowania techniki ściegu odpuszczającego do wykonania złączy ze spoinami czołowymi i pachwinowymi. [7] łomozik m.: morfologia i właściwości plastyczne obszarów strefy wpływu ciepła w stalowych złączach spawanych w aspekcie użycia ściegów odpuszczających. uczelniane wydawnictwa naukowo-dydaktyczne agh, kraków 2007. [8] joint industry underwater welding development program. phase i – final report. global divers & contractors, colorado school of mines, 1995. [9] liu s.: fundamentos de saldatura humeda. seminario de saldatura humeda. campeche, mexico 1999. [10] aloraier a., ibrahim r., thomson p.: fcaw process to avoid the use of post weld heat treatment. international journal of pressure vessels and piping 5/2006. [11] pn-en 1321:2000 spawalnictwo. badania niszczące metalowych złączy spawanych. badania makroskopowe i mikroskopowe złączy spawanych. [12] pn-en 1043-1:2000 spawalnictwo. badania niszczące metalowych złączy spawanych. próba twardości. próba twardości złączy spawanych łukowo. polskie towarzystwo spawalnicze – oddział w opolu organizuje w dniach 17 – 19 września 2013 r. wyjazd na targi spawalnicze „schweissen & schneiden” w essen (niemcy) uczestnikom wyjazdu zapewniamy: – przejazd komfortowym autokarem na trasie opole – essen – opole i dojazdy na targi (wyjazd w dniu 16.09 w godzinach wieczornych, powrót w nocy z 19 na 20.09). – pełne wyżywienie, noclegi w hotelu (pokoje 1; 2; 3 –osobowe: łazienka, wc, tv, telefon, dostęp do internetu). – ubezpieczenie zagraniczne. odpłatność dla uczestnika wyjazdu w zależności od zakwaterowania wynosi: – 2.250 pln – pokój jednoosobowy – 2.160 pln – pokój dwuosobowy – 2.060 pln – pokój trzyosobowy prosimy o jak najszybsze wstępne powiadomienie o chęci wyjazdu. informujemy, że przypadku większej ilości chętnych o rezerwacji miejsca decydować będzie kolejność zgłoszeń. więcej informacji można uzyskać u organizatorów: pocica anna, tel.: +48 501 598 761, e-mail: a.pocica@po.opole.pl bienias zygmunt, tel.: +48 502 096 917, e-mail: zygmunt.halina@wp.pl derwich tomasz, tel.: +48 774019258, e-mail: tomasz.derwich@esab.pl ps 04 2017 www.pdf 5przegląd  spawalnictwa vol. 89 4/2017 badania wpływu głównych parametrów   napawania plazmowego na geometrię napoin   w oparciu o metody planowania eksperymentu  study of the effect of the main parameters of plasma surfacing on the geometry of the welds overlays based on the design of experiment method dr inż. mariusz bober – zakład inżynierii spajania, politechnika warszawska. autor korespondencyjny/corresponding author: mbober@wip.pw.edu.pl streszczenie na podstawie metod planowania eksperymentu analizowano wpływ podstawowych parametrów napawania plazmowego na wielkości opisujące geometrię napoin. badania te wykonano dla układu: stal niestopowa typu s235jr – napoina na bazie ni. powłoki wykonano dla różnych wartości energii liniowej. w efekcie matematycznego opracowania wyników badań ustalono wpływ badanych parametrów na geometrię powłok i udział metalu podłoża w napoinie. wykazano, iż jest różny wpływ analizowanych parametrów procesu napawania na mierzone wielkości. słowa kluczowe: napawanie plazmowe; napoina; planowanie eksperymentu abstract the influence of the main parameters of plasma powder transferred arc welding on the geometry of the weld overlays is presented in the paper based on the design of experiment methods. these studies were performed for plain steel s235jr grade – ni based overlay system. the coatings were made for different values of heat input. after mathematical processing of results, the effect of welding parameters onto overlays geometry and dilution level was determined. it was shown that particular surfacing parameters have different impact onto measured values. keywords: plasma surfacing; weld overlays; design of experiment wstęp napawanie plazmowe proszkowe ze względu na liczne zalety jest szeroko stosowane w modyfikacji bądź regeneracji powierzchni części maszyn [1÷3]. wciąż stanowi atrakcyjną alternatywę dla znacznie droższych procesów napawania laserowego czy wiązką elektronów. zastosowanie materiału dodatkowego w postaci proszku umożliwia otrzymywanie napoin o szerokim zakresie składu chemicznego w tym warstw o strukturze kompozytowej [4÷9]. jedną z cech charakterystycznych tego procesu jest duża liczba parametrów nastawczych. z jednej strony umożliwia to otrzymywanie ściegów o różnych wariantach wymiarów geometrycznych, tj. bardzo wąskich i o małym nadlewie do bardzo szerokich o stosunkowo dużej wysokości. z drugiej strony istnieje trudność w doborze parametrów warunkujących otrzymywanie powłok o pożądanych wymiarach i odpowiednio małym udziale metalu podłoża w napoinie. toteż w celu ustalenia warunków napawania niezbędne jest wykonanie prób wstępnych. natomiast mariusz bober przeglad welding technology review badania wstępne wiążą się z dodatkowymi kosztami i wzrostem pracochłonności. testy wstępne można znacząco ograniczyć dysponując odpowiednią praktyczną wiedzą inżynierską, która dodatkowo może być wspierana metodami planowania eksperymentu (ang. doe design of experiments). korzyści wynikające z zastosowania statystycznych metod planowania eksperymentów omawiane są często zarówno w krajowej [10÷13], jak i anglojęzycznej literaturze [14÷18]. na podstawie badań różnych procesów z zakresu inżynierii spajania wykazano liczne zalety wynikające z zastosowania narzędzi statystycznych. w niniejszej pracy, stanowiącej kontynuację wcześniejszego cyklu badań [19], w oparciu o metody planowania eksperymentu, przedstawiono wpływ głównych parametrów napawania plazmowego komercyjnym proszkiem na bazie ni na wymiary geometryczne i udział metalu podłoża w napoinie. 6 przegląd  spawalnictwa vol. 89 4/2017 stosowane materiały do eksperymentu napawania zastosowano komercyjny proszek na bazie ni, który wg danych producenta zawiera dodatkowo: si 2,5%, b 1,4%, fe ≤ 1% oraz c ≤ 0,05%. ziarnistość tego proszku zawierała się w przedziale 50÷150 µm. napoiny wykonano na podłożach ze stali niestopowej o oznaczeniu s235jr. do badań przygotowano próbki o wymiarach 10x50x150 mm. przed procesem napawania powierzchnia stalowych podłoży była czyszczona poprzez piaskowanie i odtłuszczana. przed wykonaniem właściwej serii prób przeprowadzono badania wstępne mające na celu określenie pozostałych, stałych parametrów procesu. metodyka badań parametry procesu na podstawie literatury [20] i wcześniej prowadzonych badań [19,21,22] przyjęto natężenie prądu łuku głównego i prędkość napawania jako parametry zmienne. sterowanie tymi parametrami decyduje o wartości energii liniowej procesu napawania, a więc istotnie wpływa na geometrię napoin. zakres zmienności natężenia prądu przyjęto w przedziale 60÷140 a natomiast prędkości napawania 50÷70 mm/min. pozostałe parametry procesu napawania były ustalone na stałym poziomie i niezmieniane w trakcie napawania (tabl. i). identyfikacja wielkości geometrycznych napoin jako wielkości wyjściowe przyjęto wymiary charakteryzujące zarys geometryczny napoiny (rys. 1), którymi są: – wysokość nadlewu a, – szerokość lica b, – głębokość wtopienia c = x a, – udział materiału podłoża w napoinie d wyznaczany ze wzoru: d = b/(a + b) × 100%. parametr wartość natężenie prądu łuku wewnętrznego napięcie łuku plazmowego wydatek proszku wydatek gazu (argon n5.0): • plazmotwórczego • osłonowego • transportującego amplituda oscylacji prędkość ruchu oscylacyjnego odległość plazmotronu od przedmiotu napawanego średnica dyszy zwężającej 40 a 25 v 6 g/min 1,5 l/min 8 l/min 5 l/min 8 mm 450 mm/min 15 mm 4 mm tablica i. parametry napawania plazmowego table i. plasma surfacing parameters rys. 1. charakterystyczne wymiary geometryczne napoin fig. 1. the characteristic geometric dimensions of the weld overlays wybór planu eksperymentu  i opracowanie matrycy doświadczeń przyjęte zmienne wejściowe (parametry procesu) oraz możliwość ich dyskretnego sterowania determinują wybór odpowiedniego planu. w badaniach technologicznych najczęściej stosuje się plany, w których parametry ustawiane są na niewielu jednakowo od siebie odległych poziomach. do najczęściej stosowanych planów tego typu należą plany statyczne dwupoziomowe lub trójpoziomowe. pierwszą grupę planów charakteryzuje minimalna ilość doświadczeń oraz łatwość matematycznego opracowania, a model matematyczny badanego procesu ma postać liniową. wadą planów dwupoziomowych jest mała informacyjność. natomiast procesy, w których przybliżenie liniowe jest niewystarczające znacznie lepiej jest charakteryzować zależnościami drugiego stopnia, co umożliwiają plany trójpoziomowe. wówczas opracowany model matematyczny procesu ma postać wielomianu drugiego stopnia, a więc można określić ekstremum badanej funkcji [23]. w związku z tym do realizacji eksperymentu przyjęto plan statyczny trójpoziomowy kompletny. według przyjętego planu czynniki wejściowe występują na trzech poziomach zmienności, tj. wyższym – oznaczanym +1, średnim – oznaczanym 0 i niższym – oznaczanym -1. matrycę eksperymentu przedstawiono w tablicy ii. zmienna x1 odpowiada parametrowi prędkości napawania, natomiast poprzez x2 oznaczono natężenie prądu. wykonanie napoin próby napawania plazmowego prowadzono przy użyciu urządzenia pta 301 control m firmy hettiger stellite gmbh. napoiny wykonano zgodnie z parametrami zamieszczonymi w tablicach i i ii. długość napoin wynosiła ok. 120 mm. proces napawania prowadzono bez podgrzewania wstępnego. badania napoin po procesie napawania próbki przygotowano do badań mikroskopowych. w tym celu każda napoina został przecięta w płaszczyźnie prostopadłej do lica i równej odległości od początku ściegu, tj. 30 mm. następnie próbki przygotowano wg standardowej procedury. na rysunku 2 przedstawiono widok napoin. widoczne są wyraźne różnice kształtu poszczególnych powłok. wymiary opisujące geometrię napoin wyznaczano na stanowisku nr  próby x1 x2 prędkość  napawania vn [mm/min] natężenie  prądu i [a] 1 +1 +1 70 140 2 +1 0 70 100 3 +1 -1 70 60 4 0 +1 60 140 5 0 0 60 100 6 0 -1 60 60 7 -1 +1 50 140 8 -1 0 50 100 9 -1 -1 50 60 tablica ii. matryca planowania eksperymentu table ii. matrix design of experiment 7przegląd  spawalnictwa vol. 89 4/2017 wyposażonym w mikroskop stereoskopowy olympus sz40 z cyfrowym zapisem obrazu. za pomocą programu komputerowego olympus dp-soft wyznaczano charakterystyczne wymiary napoin (rys. 1). każdy pomiar powtarzany był trzykrotnie. w tablicy iii przedstawiono zbiorcze wyniki pomiarów. są to wartości średnie otrzymane z trzech równoległych pomiarów. nr  próby matryca  planowania  eksperymentu wymiary geometryczne  napoin [mm] udział  metalu  podłoża  w  napoinie d [%] x1 x2 b a c 1 (a) +1 +1 12,68 0,60 1,87 75,52 2 (b) +1 0 12,33 0,97 0,30 20,67 3 (c) +1 -1 10,90 1,19 0,04 2,12 4 (d) 0 +1 13,26 0,91 2,54 75,43 5 (e) 0 0 11,15 1,15 0,87 47,33 6 (f) 0 -1 11,99 1,19 0,14 6,80 7 (g) -1 +1 14,86 0,83 2,72 77,81 8 (h) -1 0 13,29 1,21 1,13 50,63 9 (i) -1 -1 12,18 1,43 0,04 1,17 tablica  iii. wyniki pomiarów geometrii i udziału metalu podłoża w napoinie table iii. the results of geometry measurement of welds overlays and dilution level matematyczne opracowanie wyników badań model matematyczny procesu napawania w postaci wielomianu drugiego stopnia (1) wyznaczono wg metodyki przedstawionej w [23]: y = b0 + b1x1 + b2x2 + b11x12 + b22x22 + b12x1x2 (1) gdzie: b0, b1, b2, b11, b22, b12 – współczynniki równania regresji. wstępne kodowanie czynników wejściowych xk dokonano wg następującego równania: xk = (xk xko)/(∆xk) (2) gdzie: xk – zakodowana postać k-tego czynnika wejściowego, xko – wartość centralna k-tego czynnika: xko = (xkmax + xkmin)/2, ∆xk – zakres zmienności k-tego czynnika: ∆xk = (xkmax xkmin)/2. po zakodowaniu czynników wejściowych (parametrów procesu) otrzymano: x1 = (vn 60)/10 oraz x2 = (i 100)/40 (3) zgodnie z przyjętą metodyką, po wyznaczeniu współczynników regresji i ocenie ich istotności na przyjętym poziomie ufności α = 0,05 otrzymano równania regresji w postaci zakodowanej wpływu parametrów napawania na geometrię i udział metalu podłoża w napoinie (tabl. iv). rys. 2. makrostruktury napoin fig. 2. the macrostructures of the welds overlays a) b) c) d) e) f) g) h) i) 8 przegląd  spawalnictwa vol. 89 4/2017 tablica iv. równania regresji wpływu czynników wejściowych na wielkości wyjściowe table iv. the regression equations impact of input factors on the of output omówienie wyników badań opracowane równania regresji umożliwiają ocenę wpływu natężenia prądu łuku głównego oraz prędkości napawania na wielkości geometryczne napoin oraz ich stopień rozcieńczenia materiałem podłoża (tabl. iv). rzeczywiste wartości badanych wskaźników można wyznaczyć z równań w postaci odkodowanej, zastępując zmienne x1 i x2 odpowiednimi równaniami (3). należy przy tym zaznaczyć, iż równania te są adekwatne w przyjętym przedziale zmienności czynników wejściowych. ponadto, można oszacować wpływ jednego z badanych czynników zmiennych na wartość wyjściową przyjmując drugi czynnik zmienny na stałym poziomie – rysunek 3. i tak szerokość napoin zwiększa się stopniowo wraz ze wzrostem natężenia prądu łuku głównego (rys. 3a). czynniki wyjściowe postać równania regresji szerokość napoiny (b) wysokość nadlewu (a) głębokość wtopienia (c) udział metalu podłoża w napoinie (d) gdzie: x1 – prędkość napawania, x2 – natężenie prądu y = 11,876 0,738x1 + 0,954x2 + 0,572x12 + 0,387x22 0,228x1x2 y = 1,142 0,119x1 + 0,246x2 + 0,044x12 + 0,088x22 y = 0,877 0,28x1 + 1,152x2 + 0,164x12 + 0,457x22 0,212x1x2 y = 42,011 5,216x1 + 36,447x2 + 5,203x12 + 0,266x22 0,808x1x2 a) b) c) d) rys.  3.  wpływ natężenia prądu i prędkości napawania na: a) szerokość napoin, b) głębokość wtopienia, c) wysokość nadlewu, d) udział metalu podłoża w napoinie fig.  3. the effect of welding current and speed of surfacing on: a) the width of overlay welds, b) the depth of fusion penetration, c) height of the weld reinforcement d) dilution level zwiększanie natężenia prądu powoduje większą objętość ciekłego jeziorka, jak również obniżenie napięcia powierzchniowego, co przyczynia się do większego rozpłynięcia cieczy. z kolei wzrost prędkości napawania prowadzi do zmniejszenia szerokości powłok napawanych. wówczas mniejsza ilość materiału dodatkowego dostarczana jest na jednostkę powierzchni co w konsekwencji doprowadza do stopniowego zmniejszania szerokości napoiny. zarówno natężenie prądu, jak i prędkość napawania w przyjętym przedziale zmienności w sposób nieznaczny wpływają na szerokość napoin. wysokość nadlewu zmniejsza się zarówno gdy zwiększane jest natężenie prądu jak i prędkość napawania – rysunek 3c. wzrost natężenia, prądu prowadzi do większego rozpływu ciekłego jeziorka, a prędkości napawania do dostarczania mniejszej ilości materiału dodatkowego 9przegląd  spawalnictwa vol. 89 4/2017 literatura [1] jitai n., wei g., mianhuan g., shixiong l.: plasma application in thermal processing of materials, vacuum 65, 2002, 263 – 266. [2] klimpel a., górka j., czupryński a.: napawanie proszkowe pta warstw wierzchnich suwaka zasuwy urządzeń naftowych, przegląd spawalnictwa nr 5 – 6, 2006, 15 – 19. [3] górka j., czupryński a., kik t., melcer m.: przemysłowe aplikacje napawania plazmowego proszkowego, przegląd spawalnictwa nr 9, 2011, 87-94. [4] dewei d., lin z., tingting n., haiying l., hongchao z.: microstructures and wear performance of ptaw deposited ni-based coatings with spherical tungsten carbide, metals, 2015, 5, 1984-1996. [5] wu p., du h.m., chen x.l., li z.q., bai h.l., jiang e.y.: influence of wc particle behavior on the wear resistance properties of ni–wc composite coatings, wear 257, 2004, 142–147. [6] yuan-fu liu, et al.: microstructure and dry-sliding wear resistance of pta clad (cr, fe)7c3/γ-fe ceramal composite coating, applied surface science 252, 2006, 7539–7544. [7] deuis r.l., yellup j.m., subramanian c.: metal-matrix composite coatings by pta surfacing. composite science & technology, 58, 1998, 299-309. [8] bober m. grześ j.: the structure of ni-tic composite coatings deposited by pptaw method, composites theory and practice, vol. 2, 2015, 72-77. [9] bober m.: composite coatings deposited by plasma transfer – characteristics and formation, welding international, vol. 29, 2015, 946-950. [10] zając a., kubiszyn i.: analiza procesu napawania drutem proszkowym samoosłonowym lincore 50 przy zastosowaniu metody planowania eksperymentu, biuletyn instytutu spawalnictwa no 4, 1993, 35-39. [11] fydyrch d., rogalski g.: wpływ warunków spawania podwodnego metodą lokalnej komory suchej na zawartość wodoru dyfundującego w stopiwie, przegląd spawalnictwa no 11, 2009, 29-34. [12] fydrych d., sommer s., rogaski g.: wspomaganie decyzji zakupu urządzeń do spawania metodą mig/mag z wykorzystaniem analizy skupień, przegląd spawalnictwa no 12, 2014, 26-33. [13] bęczkowski r., gucwa m.: statystyczna ocena wpływu parametrów napawania ssa na geometrię napoin, przegląd spawalnictwa no 10, 2011, 40-43. [14] balasubramanian v., varahamoorthy r., ramachandran c.s., babu s.: abrasive slurry wear behavior of stainless steel surface produced by plasma transferred arc hardfacing process, surface & coatings technology, 202, 2008, 3903–3912. [15] ramachandran c.s., balasubramanian v., varahamoorthy r.: comparative evaluation of dry sliding wear behaviour of plasma transferred arc hardfaced surfaces by the pin-on-roller method, proc. imeche vol. 224 part j: j. engineering tribology, 2010, 91-106. [16] siva k., murugan n., logesh r.: optimization of weld bead geometry in plasma transferred arc hardfaced austenitic stainless steel plates using genetic algorithm, int j adv manuf technol, vol. 41, 2009, 24–30. [17] lakshminarayanan a. k., balasubramanian v., varahamoorthy r., babu s.: predicting the dilution of plasma transferred arc hardfacing of stellite on carbon steel using response surface methodology, metals and materials international, vol. 14, no. 6, 2008, 779-789. [18] bęczkowski r.: effect of cladding parameters on the hardness of bimetal plates, metalurgija, 56, 2017, 1-2, 59-62. [19] bober m., tobota k.: badania istotności wpływu podstawowych parametrów napawania plazmowego na geometrię napoin, przegląd spawalnictwa, no 9, 2015, 24-28. [20] klimpel a.: technologie napawania i natryskiwania cieplnego, wyd. pol. śląska, gliwice 1999. [21] bober m., senkara j.: wpływ podstawowych parametrów napawania plazmowego na udział metalu podłoża w napoinie kompozytowej, sympozjum katedr i zakładów spawalnictwa, gliwice, 10.x.2003r, materiały konferencyjne, 51-60. [22] bober m., senkara j.: formowanie się napoin na bazie niklu z węglikami metali przejściowych, biuletyn instytutu spawalnictwa, nr 5/2010, rocznik 54, 103-107. [23] korzyński m.: metodyka eksperymentu, wnt, warszawa 2006. podsumowanie na podstawie przeprowadzonych badań wykazano, iż natężenie prądu oraz prędkość napawania w zróżnicowany sposób wpływają na geometrię i udział metalu podłoża w napoinie. ponadto zależności pomiędzy zmiennymi parametrami procesu a wielkościami wyjściowymi na ogół znacznie odbiegają od charakteru liniowego. toteż otrzymane wyniki mogą stanowić wytyczne technologiczne opracowania technologii napawania dla stopu ni. statystyczne metody planowania eksperymentu stanowią cenne narzędzie zarówno w dobrze odpowiednich parametrów procesu, jak również prognozowaniu efektów napawania. zastosowanie tych metod na etapie doboru parametrów znacząco ogranicza liczbę prób wstępnych, co wydatnie obniża czas, pracochłonność i nakłady finansowe. co w konsekwencji prowadzi do obniżenia wielkości nadlewu. z rysunku 3c wynika również, iż natężenie prądu łuku głównego istotniej wpływa na wielkość nadlewu. tendencja zmiany głębokości wtopienia i udziału metalu podłoża w napoinie w zakresie badanych parametrów jest podobna – rysunki 3b i 3d. wzrost natężenia prądu poprzez zwiększenie energii liniowej procesu napawania prowadzi jednocześnie do większego nadtopienia materiału podłoża oraz współczynnika wymieszania. z kolei prędkość napawania powoduje efekt odwrotny. w początkowym zakresie wzrost prędkości napawania nie powoduje istotnych zmian głębokości wtopienia i udziału metalu podłoża w napoinie. natomiast wzrost tego parametru powyżej pewnej wartości znacząco wpływa na mierzone wielkości. z otrzymanych wyników badań widać także, iż rola natężenia prądu jest znacznie bardziej istotna niż prędkości napawania. zapraszamy państwa do odwiedzenia   i polubienia naszego profilu na facebooku 201407_pspaw.pdf 22 przegląd spawalnictwa 7/2014 projektowanie i wytwarzanie konstrukcji spawanych w aspekcie możliwości przeprowadzenia badań ultradźwiękowych złączy design and manufacturing   of welded structures   in terms of the ability to conduct   ultrasonic testing of joints streszczenie w artykule przedstawiono podstawowe czynniki wpływające na możliwość wykonania ręcznych badań ultradźwiękowych złączy w konstrukcjach spawanych. czynniki te określono na podstawie wytycznych dotyczących warunków oraz sposobu prowadzenia badań zawartych w aktualnie obowiązujących normach przedmiotowych pn-en iso 17640 oraz pn-en iso 22825. ze względu na rozległość tematu badań ultradźwiękowych celem publikacji było zebranie w krótkim opracowaniu wszystkich najistotniejszych informacji dotyczących projektowania i wykonywania złączy, które mają kluczowy wpływ na późniejsze badania. artykuł kierowany jest do personelu badań ndt, jak również inspektorów spawalniczych, projektantów konstrukcji spawanych oraz ich wykonawców, w tym technologów i inżynierów spawalników. słowa kluczowe: projektowanie, konstrukcje spawane, badania ultradźwiękowe abstract in the article the basic factors, affecting an ability to perform manual ultrasonic testing of welded joints, has been presented. the factors are based on the guidelines for the conditions and the conduct of ultrasonic testing, contained in these current standards pn-en iso 17640 and pn-en iso 22825. due to the vastness of the subject of ultrasonic testing, the main purpose of the publication was to collect in a short study the most important information concerning the design and construction of welds, that are a key influence on subsequent ultrasonic testing. the article is addressed to ndt personnel, welding inspectors, as well as individuals involved in production, including technologists and welding engineers. keywords: design, welded structures, ultrosonic testing rafał kaczmarek ryszard krawczyk mgr inż. rafał kaczmarek, dr inż. ryszard krawczyk – politechnika częstochowska. autor korespondencyjny/corresponding author: ryszardkrawczyk@spaw.pcz.pl 23przegląd spawalnictwa 7/2014 wstęp w procesie wytwarzania konstrukcji i urządzeń spawanych niezbędne jest stosowanie badań nieniszczących w celu kontroli wykonanych złączy. badania te, obok systemów zapewnienia jakości wg pn-en iso 3834, są kluczowym czynnikiem pozwalającym na wytwarzanie i wprowadzanie na rynek wyrobów spawanych o odpowiedniej jakości, gwarantującej bezpieczeństwo użytkowania konstrukcji. jest to tym ważniejsze, że w ostatnich latach obserwujemy tendencję do wzrostu wymagań co do wyrobów spawanych, zmniejszania współczynników bezpieczeństwa konstrukcji czy też redukcji ciężaru konstrukcji dzięki stosowaniu wysokowytrzymałych stali, których spawanie pociąga za sobą większe ryzyko powstania niezgodności spawalniczych, mogących doprowadzić do groźnych i kosztownych awarii. odpowiedzią na tę sytuację są wymagania przedstawione w pn-en 1090-2, zalecające w niektórych przypadkach zakres dodatkowych badań ndt (tzn. badań poza obligatoryjnymi vt) nawet do 100% długości spoin. przykładem może być klasa wykonania exc4 przy stopniu wykorzystania nośności u≥0,5. z tego powodu – począwszy od etapu projektowania wyrobu – niezbędnym jest takie zaprojektowanie węzłów i całej konstrukcji, a następnie na etapie wytwarzania zaplanowanie takiej kolejności jej spawania i prowadzenia badań ndt, aby możliwe było wykonanie badań złączy spawanych. wymagany poziom jakości oraz zakres badań nieniszczących powinny być określone w dokumentacji technicznej konstrukcji. z kolei wybór metod badań i usytuowanie odcinków badania powinny być dokonane przez personel 3 stopnia wg pn-en iso 9712 na podstawie norm, przepisów i ustaleń między stronami [1]. informacje te, wraz z kolejnością i etapem wytwarzania konstrukcji na którym mają być wykonane badania, powinny być zawarte w dokumentacji wykonawczej konstrukcji spawanej, tj. planie spawania, bądź w oddzielnie opracowanym planie kontroli i badań [2]. wśród stosowanych metod badań nieniszczących coraz większy udział w kontroli złączy spawanych wykazują badania ultradźwiękowe (ut). wynika to z ogromnego rozwoju, jaki nastąpił od początku lat 90. xx w. w sprzęcie do badań ut. rozwój ten przejawia się m.in. w nowoczesnych, cyfrowych defektoskopach ultradźwiękowych z możliwością rejestracji wyników badań, nowych rodzajach głowic ultradźwiękowych (głowice mozaikowe) czy też stosowaniu innowacyjnych technik badań ut (tofd, ut-pa itd.). efektem tych działań jest ciągłe ulepszanie tej metody badań ze względu na zwiększenie wykrywalności, poprawę dokładności oceny oraz uproszczenie wykrycia wskazań dzięki łatwiejszej i bardziej przystępnej wizualizacji, a także znaczne skrócenie czasu niezbędnego do wykonania badań. duże znaczenie dla zwiększającego się udziału metody ultradźwiękowej w obszarze badań ndt ma także obserwowany spadek cen sprzętu, mimo i tak znacznie niższych kosztów wykonania badań ut w stosunku do alternatywnej metody rt. o ciągłym rozwoju świadczy także fakt dużego zainteresowania szkoleniami w zakresie badań ultradźwiękowych prowadzonych m.in. przez instytut spawalnictwa w gliwicach, a tym samym stale wzrastająca liczba personelu badań ut. czynniki wpływające na wybór metody badań ultradźwiękowych większość norm i przepisów przedmiotowych dla danego typu wyrobu zaleca wykonanie wymaganego zakresu badań nieniszczących bez podania konkretnej metody badań. w przypadku badań objętościowych złączy podane są zakresy badań w procentach dla metod rt lub ut. wyboru między metodami badań dokonuje się na podstawie zaleceń pn-en iso 17635 oraz innych czynników opisanych w dalszej części artykułu. w tabeli 3 przywołanej normy podano kryteria doboru metody badań objętościowych złączy spawanych w zależności od rodzaju materiału podstawowego, typu złącza oraz jego grubości. biorąc pod uwagę złącza stalowe ferrytyczne, badania ultradźwiękowe są zalecane dla dużych i średnich grubości (t≥8 mm) zarówno przy złączach doczołowych, jak i teowych; w przypadku drugiego z przytoczonych rodzajów złączy przeważnie wykonuje się badania ut ze względu na trudności w stosowaniu badań rt wynikające z geometrii tego złącza. adekwatna sytuacja ma także miejsce w przypadku złączy doczołowych z dostępem do badania tylko z jednej strony (od lica lub grani). badania rt jako wymagające dostępu z obydwu stron złącza są wówczas niemożliwe do wykonania. pn-en iso 17635 dla małych grubości (t<8 mm) oraz dla stali o strukturze austenitycznej zaleca głównie badania rt, natomiast ut w ograniczonym zakresie. możliwe jest ich wykonanie, jednak z pewnymi ograniczeniami [3]. poza wymaganiami pn-en iso 17635 jest jeszcze wiele innych czynników wpływających na wybór metody badań objętościowych. są to m.in.: charakterystyczna dla metody badań wykrywalność danego typu nieciągłości, koszty badań oraz towarzyszące im niedogodności związane z koniecznością zapewnienia odpowiedniego poziomu bhp w miejscu badania. dobierając metodę badań objętościowych dla określonego przypadku, powinno się uwzględnić zdolność do wykrywania tego rodzaju nieciągłości, które mogą dominować bądź mieć kluczowy wpływ na wytrzymałość statyczną i dynamiczną złącza, a przez to i całej konstrukcji. w większości konstrukcji, zwłaszcza najbardziej odpowiedzialnych, pracujących w obecności naprężeń zmiennych i dynamicznych, kluczową kwestią dla bezpieczeństwa użytkowania jest wykrycie nieciągłości płaskich, tworzących ostry karb geometryczny spiętrzający naprężenia i inicjujący powstawanie 24 przegląd spawalnictwa 7/2014 kruchych pęknięć, prowadzących zazwyczaj do nagłej, groźnej awarii. stąd w konstrukcjach spawanych, narażonych szczególnie na tego typu zniszczenie spowodowane obecnością nieciągłości takich jak pęknięcia, przyklejenia, braki przetopu, warto wykorzystać badania ultradźwiękowe, charakteryzujące się dużą wykrywalnością wymienionych niezgodności. alternatywne badania rentgenograficzne wykazują natomiast ograniczoną wykrywalność pęknięć i przyklejeń, jak również ograniczoną zdolność do określenia położenia niezgodności [4]. za wyborem badań ultradźwiękowych przemawia także fakt, iż są badaniami tańszymi, a także nie wymagają – w przeciwieństwie do większości technik radiografii – ewakuacji personelu podczas wykonywania badań. pozwala to na dodatkowe zmniejszenie kosztów oraz uniknięcie zakłóceń pracy personelu na stanowiskach otaczających miejsce badania. metoda ultradźwiękowa w aspekcie badań złączy spawanych jest zatem ważnym, kluczowym narzędziem badań nieniszczących. umożliwia ona – w stosunku do badań rt – na relatywnie tanią, szybką i niewstrzymującą procesu wytwarzania kontrolę połączeń spawanych, wykazującą jednocześnie większą wykrywalność najbardziej niebezpiecznych, płaskich niezgodności spawalniczych. należy zatem – począwszy od etapu projektowania węzłów i całych elementów – tak planować i prowadzić proces wytwarzania konstrukcji spawanej, aby było możliwe zbadanie wytypowanych złączy metodą ultradźwiękową. czynniki technologiczne a możliwość przeprowadzenia badań ut nie w każdym przypadku możliwe jest przeprowadzenie badań ultradźwiękowych. wiele czynników technologicznych procesu wytwarzania, w tym spawania, może utrudnić bądź uniemożliwić wykonanie badań. wpływ tych czynników podyktowany jest charakterystyką tej metody badań nieniszczących lub wymaganiami norm, które powodują, że badania ultradźwiękowe mogą bądź też nie mogą w danej sytuacji być wykonane. badanie wybraną głowicą, o danym kącie załamania, w określonym poziomie badań może nie być możliwe np. ze względu na brak dostępu do pewnych, ściśle określonych powierzchni przesuwu głowicy. do podstawowych czynników technologicznych wpływających na możliwość przeprowadzenia badań ut należą: – rodzaj złącza spawanego i rodzaj spoiny, – grubość złącza, – rodzaj materiału złącza, – dostęp do obszarów badania, – brak elementów technologicznych i innych przeszkód na drodze wiązki fali ultradźwiękowej, – zeszlifowanie lica lub/i grani spoiny czołowej, – zastosowanie podkładki stalowej, – rodzaj oraz kąt ukosowania. rodzaj złącza spawanego i rodzaj spoiny metoda ut najczęściej stosowana jest do badania złączy doczołowych blach i rur o grubości t≥8 mm. badania tego rodzaju złączy prowadzi się wg wytycznych pn-en iso 17640 i są one stosunkowo łatwe do wykonania. norma ta podaje także zalecenia odnośnie do badań złączy: – teowych, – spawanych króćców przepuszczalnych, – spawanych króćców nasadzanych, – węzłów w konstrukcjach rurowych, – kątowych ( l-joints) ze spoiną czołową, – krzyżowych ze spoinami czołowymi. badania te prowadzi się przy użyciu głowic skośnych i normalnych w zależności od rodzaju złącza, kierując się podanymi w załączniku a normy pn-en iso 17640 zaleceniami dotyczącymi: położeń głowicy, liczby przeszukiwań, liczby kątów wprowadzania wiązki itd. zalecenia te wynikają z założonego poziomu badania, związanego bezpośrednio z narastającym od poziomu a do c zwiększonym prawdopodobieństwem wykrywania, a także z uzgodnień między stronami umowy, które mogą określać potrzebę dokonaniania przeszukiwań na wskazania poprzeczne w poziomach badania a i b (norma [5] wymaga takiego przeszukiwania tylko w poziomie c, natomiast w poziomach a i b jedynie na podstawie uzgodnienia). pn-en iso 17640 nie przewiduje badania złączy ze spoinami pachwinowymi. z tego powodu, w przypadku potrzeby przeprowadzenia badań objętościowych złączy w projektowanej konstrukcji, należałoby – o ile to możliwe – zrezygnować ze spoin pachwinowych na rzecz spoin czołowych, aby umożliwić kontrolę na podstawie wytycznych norm przedmiotowych. rozwiązanie to powoduje wzrost kosztów wykonania złączy, jednakże wzrasta również ich wytrzymałość, zwłaszcza na obciążenia dynamiczne i zmienne, co w przypadku odpowiedzialnych konstrukcji jest działaniem celowym. badanie spoin pachwinowych jest trudne i mało dokładne ze względu na problem z precyzyjnym określeniem linii wtopienia. jeśli jednak spoiny te zostały zastosowane w badanej konstrukcji, to ich kontroli powinni podejmować się wyłącznie operatorzy z dużym doświadczeniem w badaniach ultradźwiękowych. dla spoin pachwinowych w przypadku zarówno występowania jak i braku niezgodności spawalniczych często uzyskuje się bardzo podobne obrazy oscyloskopowe, co utrudnia wykrywanie płaskich niezgodności spawalniczych, takich jak brak przetopu czy przyklejenie. 25przegląd spawalnictwa 7/2014 w przypadku realizacji tych badań należy przygotować wzorce połączeń ze spoinami pachwinowymi z wykonanymi sztucznymi niezgodnościami spawalniczymi wymienionych rodzajów celem ułatwienia interpretacji obrazów oscyloskopowych rzeczywistych niezgodności [6]. warto podkreślić, że nie ma żadnych norm, które opisywałyby badania ultradźwiękowe złączy ze spoinami pachwinowymi. stąd brak regulacji, na których można by oprzeć uzgodnienia między stronami umowy co do warunków wykonania badań ut tych złączy, stosowanych kryteriów akceptacji itd. grubość złącza dla złączy o grubości równej 8 mm lub większej ręczne badania ultradźwiękowe prowadzi się na podstawie przeznaczonej dla tego zakresu grubości pn-en iso 17640, a poziomy akceptacji dobiera się wg pn-en iso 11666. warto zaznaczyć, że przyjęty w pn-en iso 11666 model oceny nieciągłości ze skokową zmianą czułości badania dla pewnych grubości złącza może prowadzić do odmiennych wyników badań, spowodowanych np. niewielkim błędem pomiaru grubości badanych złączy w zakresie 14,9÷15 mm. w tym przedziale następuje zarówno skokowa zmiana średnicy reflektora odniesienia (dla techniki 2 nastawiania poziomu odniesienia – dgs), jak i skokowa zmiana poziomów akceptacji dla wskazań o długości mniejszej od grubości materiału (l≤t) [7]. dla złączy o grubościach mniejszych niż 8 mm, których z powodu braku dostępu z jednej ze stron nie można badać radiograficznie, a przepisy wymagają wykonania badań objętościowych, można zastosować badania ut z pewnymi ograniczeniami. wynikają one z tego, że przy wykonywaniu badań głowicą skośną wiązka ultradźwiękowa szybko osiąga szerokość równą grubości badanego elementu, ponadto dochodzi do transformacji fal (poprzecznej na podłużną, podłużnej na poprzeczną) i tworzenia się fal powierzchniowych oraz płytowych lamba [8]. powoduje to duże trudności oraz niewielką dokładność w oszacowaniu głębokości zalegania i rozmiaru nieciągłości. dodatkowym utrudnieniem jest brak aktualnych norm odnoszących się do badania tego typu elementów, podających poziomy akceptacji niezbędne do oceny złączy. jedyną pozycją jest wycofana norma krajowa pn-90/m-70055/03 dotycząca badania złączy o grubości 3÷8 mm. pomocna w tej sytuacji może okazać się publikacja [8] w której zaproponowano sposób badania adekwatny do zawartego w iso 17640. pozycja ta dotyczy badań ultradźwiękowych połączeń spawanych cienkościennych o grubości 3÷7 mm przy użyciu pojedynczych głowic skośnych i proponuje stosowanie dwóch poziomów akceptacji 1 i 2 dla poziomu jakości b złącza. rodzaj materiału złącza bardzo istotny wpływ na prowadzenie badań ultradźwiękowych ma rodzaj i struktura materiału, z którego wykonane jest złącze. odnosi się to zarówno do materiału podstawowego, jak i materiału spoiny. stosunkowo łatwe, nieprzysparzające większych trudności są badania złączy o strukturze ferrytycznej i małym tłumieniu fal ultradźwiękowych. to ich dotyczy pn-en iso 11666 oraz pn-en iso 17640. w przypadku stali wysokostopowych o strukturze austenitycznej, ferrytyczno-austenitycznej (stale dupleks) czy też stopów na bazie niklu badanie ultradźwiękowe jest trudne i stanowi duże wyzwanie dla badających. trudności te są wywołane niekorzystną mikrostrukturą i wymiarem ziaren, a także dużym zróżnicowaniem właściwości akustycznych tych połączeń. skutkuje to wysokim tłumieniem fal ultradźwiękowych na gruboziarnistej strukturze materiału połączonej z dendrytyczną budową spoiny. czym większa wielkość ziaren, tym badanie ultradźwiękowe tych połączeń jest trudniejsze. dlatego złącza o niewielkiej grubości, wykonane z małą energią liniową spawania – w których ciepło zostało szybko odprowadzone i nie doprowadziło do rozrostu ziaren – nie powodują większych trudności przy badaniu ut. w połączeniach grubych blach o strukturze austenitycznej brak przemian strukturalnych jest przyczyną rozrostu ziaren w strefie wpływu ciepła, a także charakterystycznej transkrystalicznej grubosłupkowej budowy spoiny. ziarna są jest tym większe, im więcej ciepła zostanie wprowadzone do spoiny. połączenia takie stwarzają znaczne trudności przy badaniu metodą ultradźwiękową [4, 6]. w złączach spawanych stali austenitycznych głównymi czynnikami, które wpływają na wysokie tłumienie, są: rozpraszanie na granicach ziaren, transformacja fal jednego rodzaju na fale innego rodzaju oraz zjawisko odchylania kierunku wiązki fal ultradźwiękowych. niesprzyjająca struktura spoiny jest także przyczyną częstego powstawania wskazań pozornych. w pn-en iso 17640 – mimo że norma ta dotyczy stali ferrytycznych – określono poziom badania d, przeznaczony do zastosowań specjalnych, m.in. dla materiałów o strukturach innych niż ferrytyczna. w praktyce przemysłowej najczęściej zastosowania te obejmują badanie złączy ze stali austenitycznych. w ich przypadku wymagane jest wykonanie czynności, które opisano w pn-en iso 22825 badanie nieniszczące spoin – badanie ultradźwiękowe – badanie spoin w stalach austenitycznych i stopach na bazie niklu. czynności te polegają na wykonaniu próbki odniesienia w celu opracowania wstępnej procedury badania, ustawienia poziomu czułości i sprawdzenia skuteczności tej procedury, a następnie – w przypadku pozytywnej oceny – napisaniu końcowej procedury badań ultradźwiękowych [9]. materiał, przygotowanie do spawania i procedura spawania, a także stan powierzchni próbek odniesienia i ich geometria powinny być takie same jak dla elementów badanych. badanie gotowych spoin powinno być prowadzone zgodnie z tak 26 przegląd spawalnictwa 7/2014 przygotowaną procedurą, opartą na wynikach badań odpowiedniej liczby złączy próbnych zawierających nieciągłości sztuczne lub naturalne. do badania materiałów o mniejszych grubościach (do 15 (25) mm) stosuje się standardowe głowice skośne fal poprzecznych. natomiast przy większych grubościach przekraczających 25 mm niezbędne jest użycie do badań głowic skośnych fal podłużnych. zaleca się także zeszlifowanie nadlewu oraz zapewnienie dostępu do spoiny z obu stron. ważnym czynnikiem jest także znajomość orientacji ziaren [6, 9]. dostęp do obszarów badania kolejnym czynnikiem wpływającym na możliwość wykonania badań ultradźwiękowych jest dostęp do obszaru, z którego powinno być rozpoczęte przeszukiwanie. wielkość wymaganego obszaru zależy od rodzaju głowicy, kąta załamania (w przypadku głowic skośnych), a także grubości i kształtu badanego elementu. zgodnie z pn-en iso 17640 badanie złączy doczołowych głowicą skośną wymaga szerokości strefy przesuwu głowicy równej min. 1,25xp (gdzie: p – skok głowicy). w tablicy i podano wymaganą szerokość b w zależności od kąta zastosowanej głowicy dla najczęściej spotykanych grubości złączy w przedziale 8÷34 mm. aby badanie mogło być wykonane zgodnie z zaleceniami normy, niezbędne jest zapewnienie dostępu do złącza na wymaganej szerokości b po obydwu stronach spoiny, tzn. po obydwu stronach lica lub grani (rys. 1). ponadto do wymiaru szerokości b należy dodać co najmniej połowę długości przetwornika, aby było możliwe prawidłowe badanie wg wyników podanych w tablicy, które nie uwzględniają wymiarów przetwornika, lecz jedynie drogę przejścia fali. przy badaniu złączy próbnych w procesie kwalifikowania technologii spawania nie zawsze zachowana jest wystarczająca szerokość blach do wykonania badań ut. jak wykazały analizy ujęte w pracy [10], wymagany przez pn-en iso 15614 wymiar złączy próbnych zapewnia niezbędną szerokość przesuwu głowicy w całym zakresie grubości jedynie dla kąta wprowadzenia wiązki α=45°. dla większych kątów oraz dużych grubości materiału (tzn. α=60° i grubości powyżej 34 mm oraz α=70° i grubości powyżej 20 mm) szerokość płyt próbnych jest niewystarczająca, by spełnić zalecenie o minimalnej szerokości przesuwu głowicy równej b=1,25xp. w odniesieniu do konstrukcji spawanych badanie ultradźwiękowe z zachowaniem podanej w tablicy i szerokości strefy przesuwu głowicy niejednokrotnie bywa utrudnione bądź niemożliwe z powodu niewielkiej odległości między poszczególnymi elementami konstrukcji czy spoinami. dodatkowo lokalizacja spoiny w złożonej konstrukcji może całkowicie uniemożliwiać operatorowi dosięgnięcie ręką wyposażoną w głowicę ultradźwiękową w okolice spoiny. jeśli mamy do czynienia z elementami skrzynkowymi, to niektóre najkorzystniejsze powierzchnie przesuwu głowicy mogą znajdować się wewnątrz elementu, również uniemożliwiając optymalne badanie. z tego powodu w złożonych konstrukcjach kontrola ut powinna być prowadzona podczas wytwarzania konstrukcji przed dospawaniem kolejnych elementów utrudniających bądź uniemożliwiających wykonanie badań (np. przed przyspawaniem żeber). badania wykonuje się w kolejności wynikającej z planu kontroli i badań, opracowanego na podstawie projektu przed rozpoczęciem wytwarzania konstrukcji. istotne jest także, by już na etapie projektowania uwzględnić nie tylko dostęp do określonych węzłów konstrukcji w celu wykonania złączy, ale także w celu ich kontroli, co w niektórych przypadkach wymaga uzgodnień między projektantem, wytwórcą i jednostką badającą. poniżej przedstawiono obszary przesuwu głowicy wraz z szerokością powierzchni przeszukiwania wg pn-en iso 17640 dla dwóch rodzajów złączy – doczołowego i teowego (rys. 1 i 2). położenia głowicy grubość złącza, t, mm wymagana szerokość strefy przesuwu głowicy b, mm (dla różnych kątów wprowadzenia fali ultradźwiękowej α) grubość złącza, t, mm wymagana szerokość strefy przesuwu głowicy b, mm (dla różnych kątów wprowadzenia fali ultradźwiękowej α) α=45° α=60° α=70° α=45° α=60° α=70° 8 20,0 34,6 55,0 22 55,0 95,2 151,3 10 25,0 43,3 68,8 24 60,0 103,8 165,0 12 30,0 51,9 82,5 26 65,0 112,5 178,8 14 35,0 60,6 96,3 28 70,0 121,1 192,5 16 40,0 69,2 110,0 30 75,0 129,8 206,3 18 45,0 77,9 123,8 32 80,0 138,4 220,0 20 50,0 86,5 137,5 34 85,0 147,1 233,8 tablica i. wymagana szerokość strefy przesuwu głowicy b przy badaniu złączy doczołowych blach i rur [7] table i. required width of a scanning zone b during an examination of butt welded joints of plates and tubes [7] 27przegląd spawalnictwa 7/2014 rys. 1. obszary przesuwu głowicy przy badaniu złączy doczołowych blach i rur fig. 1. scanning zone during an examination of butt welded joints of plates and pipes rys. 2. obszaru przesuwu głowicy przy badaniu złączy teowych fig. 2. scanning zone during an examination of tjoints oznaczono dużymi literami, natomiast szerokość strefy przeszukiwania małymi. wyboru powierzchni badania dokonuje się na podstawie zaleceń normy w zależności od poziomu badania i grubości materiału ([5], tabl. a.1÷a.7). zalecenia te dotyczą położeń głowicy przy przeszukiwaniu głowicą skośną i normalną na wskazania podłużne, a także głowicą skośną na wskazania poprzeczne. określono również wymaganą szerokość strefy przeszukiwania, która w przypadku złączy doczołowych wynosi b=1,25xp, a w pozostałych przypadkach 1,25xp, 0,75xp lub 0,5xp w zależności od rodzaju złącza i położenia głowicy. elementy technologiczne i inne przeszkody na drodze wiązki fali ultradźwiękowej podczas badań ut często występują utrudnienia w zastosowaniu tej metody ndt wynikające z obecności przeszkód na drodze wiązki fali ultradźwiękowej. przeszkodami tymi mogą być otwory nawiercone w materiale podstawowym odbijające wiązkę ultradźwiękową, przyspawane żebra, przypawane kołki, czy też powłoki ochronne utrudniające przejście fali z głowicy do materiału badanego. jeśli kontrola występuje na etapie wykonywania konstrukcji, to badanie należy wykonać przed nawierceniem otworów, przyspawaniem żeber czy też malowaniem. w przypadku kontroli w czasie eksploatacji wymagane jest staranne usunięcie powłok ochronnych i rdzy przed badaniem. zeszlifowanie lica lub/i grani spoiny czołowej jeśli w projekcie konstrukcji założono zeszlifowanie lica lub/i grani spoin czołowych, stwarza to dodatkowe możliwości badania złączy doczołowych w postaci przesuwu głowicy po spoinie: – z wykorzystaniem głowicy normalnej – badanie po grubości złącza, – z wykorzystaniem głowicy skośnej – badanie wzdłuż osi spoiny na wskazania poprzeczne. oprócz umożliwienia wspomnianych przeszukiwań usunięcie nadlewów powoduje także wyeliminowanie niebezpieczeństwa powstania wskazań pozornych od niekorzystnego kształtu lica i grani, prowadzących często do błędnej oceny. sytuacja taka może prowadzić zarówno do odrzucenia i niepotrzebnej naprawy złącza w miejscu, w którym badanie sugerowało wskazanie pozorne, jak i – w sytuacji odwrotnej – do błędnego zakwalifikowania wskazania jako pozorne, podczas gdy pochodzi ono od istniejącej w złączu realnej nieciągłości. skutkiem tego jest konieczność ponoszenia kosztów niepotrzebnych napraw lub pominięcie nieciągłości istotnych z punktu widzenia wytrzymałości złącza. dlatego na etapie spawania należy uniknąć czynników, które powodują powstanie wycieków w grani (duży odstęp między brzegami elementów spawanych, zbyt duże natężenie prądu bądź wykonywanie spoiny graniowej łukiem natryskowym) lub nieprawidłowego kształtu nadlewu spoiny (nieprawidłowe parametry spawania, niedostateczne umiejętności spawacza) [11]. zeszlifowanie lica i grani za pomocą obróbki mechanicznej w złączach doczołowych powoduje także zwiększenie wytrzymałości zmęczeniowej złącza przez likwidację karbów geometrycznych. zeszlifowanie lica lub/i grani spoiny czołowej jest niezbędne przy wykonywaniu kontroli ut w poziomie badania c, stosowanym w odniesieniu do odpowiedzialnych konstrukcji, ze względu na wymagane dla całego zakresu grubości blach badanie przy przesuwie głowicy normalnej i skośnej po spoinie. obrobiona powierzchnia spoiny jest także zalecana podczas badania złączy o strukturze austenitycznej ze względu na potrzebę wyeliminowania wskazań pozornych. 28 przegląd spawalnictwa 7/2014 podsumowanie ultradźwiękowa metoda wykrywania nieciągłości wewnętrznych w złączach spawanych wykazuje wiele istotnych zalet. duża wykrywalność nieciągłości płaskich, możliwość oceny głębokości zalegania czy też niższy koszt badań w stosunku do alternatywnej metody rt to tylko niektóre z nich. jednak, aby zalety te mogły być wykorzystane przez zastosowanie badań ut do kontroli wytwarzanej konstrukcji, niezbędne jest zarówno na etapie jej projektowania, jak i wytwarzania uwzględnienie kluczowych czynników opisanych w artykule, decydujących o możliwości przeprowadzenia badań. wymaga to niejednokrotnie współpracy między specjalistami zaangażowanymi w proces wytwarzania konstrukcji, z projektantami, spawalnikami i personelem badań ndt. jeśli powstałe w wyniku tej współpracy ustalenia będą miały miejsce na wystarczająco wczesnym etapie wykonywania konstrukcji, to nie powinny wyniknąć problemy z brakiem możliwości wykonania badań ultradźwiękowych – i tym samym – z potwierdzeniem wymaganej jakości konstrukcji spawanej, niezbędnym do jej odbioru. jest to tym ważniejsze, że w przypadku niektórych węzłów konstrukcyjnych wykonanie badań podczas wytwarzania – przed dospawaniem kolejnych elementów – może być jedyną okazją do kontroli stosowanie stalowej podkładki technologicznej stalowa podkładka technologiczna pozostająca w złączu po procesie spawania sprawia niejednokrotnie mniej doświadczonym operatorom badań ultradźwiękowych dużo problemów. prowadzi ona do zakłócenia skanowania złącza wiązką ultradźwiękową przy badaniu głowicą skośną przy przesuwie głowicy prostopadle do osi spoiny. w momencie padania wiązki na grań nie następuje odbicie wiązki od grani jak w zwykłym złączu doczołowym, lecz dochodzi do przejścia fal ultradźwiękowych do podkładki i odbicia ich od jej krawędzi. powoduje to powstanie na defektoskopie echa o dużej amplitudzie przy drodze nieznacznie przekraczającej połowę skoku głowicy. echo to – przy założonej grubości złącza nieuwzględniającej podkładki – jest przeliczane przez defektoskop i interpretowane jako wskazanie w złączu na głębokości mniejszej niż grubość materiału. wynikiem tego są powszechne problemy z prawidłową interpretacją i oceną opisanych wskazań. rodzaj oraz kąt ukosowania jednym z wymagań pn-en iso 17640 jest zastosowanie takiego kąta wprowadzenia fal, który zapewniałby możliwie jak najbardziej prostopadłe padanie wiązki na ukosowaną krawędź elementów spawanych. ma to na celu zwiększenie prawdopodobieństwa wykrycia przyklejeń brzegowych, których orientacja względem wiązki jest taka sama jak krawędzi ukosowanej. jeśli założenie to nie jest spełnione, to w metodzie echa wiązka wysłana pod niekorzystnym kątem może trafić nawet na duże przyklejenie, lecz zostanie odbita w innym kierunku, nie trafiając z powrotem do głowicy i nie dając impulsu od tej nieciągłości na defektoskopie. wynikiem tego niedopasowania może być pominięcie wielu systematycznie występujących przyklejeń brzegowych, gdyż z reguły każde z nich zorientowane jest w ten sam sposób. stąd zasadne jest stosowanie się do przytoczonego zalecenia normy. w tym celu personel kontrolujący, dobierając głowicę do badań, musi znać zarówno rodzaj, jak i kąt ukosowania elementu, w celu jak najlepszego dopasowania kąta wprowadzenia wiązki. jednak tutaj pojawia się duża niedogodność w postaci niewielkiego wyboru kątów konwencjonalnych głowic do badań ut. z pięciu dostępnych na rynku rodzajów głowic o kątach: 35°, 45°, 60°, 70° i 80° do badań złączy stosuje się powszechnie głowice: 70°, 60°, 45°. spełniają one zalecenie normy o prostopadłym padaniu wiązki na krawędź ukosowaną tylko przy kątach ukosowania równych odpowiednio: 20°, 30° i 45°, tzn. przy kątach rowka: 40°, 60° i 90°(zakładając ukosowanie na v lub y). stąd widzimy, że głowica o kącie 45° nie spełnia zalecenia dla żadnego z powszechnie stosowanych w technologiach spawalniczych kątów ukosowania. stosunkowo najlepiej spełnia to założenie głowica 60°, odpowiadająca kątowi ukosowania 30°, stosowanemu często przy spawaniu metodami mma i mig/mag. z kolei głowica 70° dobrze spełnia zalecenie dla spawania łukiem krytym, przy kącie ukosowania 20° [11]. w tym przypadku problematyczna może okazać się jednak grubość badanych elementów, która podczas spawaniu tą metodą jest zazwyczaj dość znaczna. stwarza to problem przy badaniu głowicą 70° ze względu na bardzo szeroki obszar przesuwu głowicy oraz dużą drogę wiązki w badanym elemencie. z kolei najwygodniejsza w tych zastosowaniach głowica o kącie 45° zupełnie nie spełnia omawianego zalecenia normy. wybór głowicy do badań ultradźwiękowych wymaga kompromisu pomiędzy wykrywalnością potencjalnie występujących nieciągłości a wygodą i szybkością przeprowadzenia badań. częściowo problemy te eliminuje zastosowanie głowic mozaikowych w technice ut-pa, pracujących w dużym zakresie kątowym z możliwością dowolnej regulacji kąta wprowadzenia wiązki. 29przegląd spawalnictwa 7/2014 literatura [1] pn-en 1090-2:2008 wykonanie konstrukcji stalowych i aluminiowych – część 2: wymagania techniczne dotyczące konstrukcji stalowych. [2] słania j.: plany spawania teoria i praktyka, wydawnictwo simp, warszawa, 2013. [3] pn-en iso 17635:2010 badania nieniszczące spoin – zasady ogólne dotyczące metali. [4] czuchryj j., stachurski m.: badania nieniszczące w spawalnictwie, wydawnictwo instytutu spawalnictwa, gliwice, 2005. [5] pn-en iso 17640:2011 badania nieniszczące spoin – badania ultradźwiękowe złączy spawanych. [6] szymański a.: kontrola i zapewnienie jakości w spawalnictwie t. 2, wydawnictwo politechniki śląskiej, gliwice, 1998. [7] krawczyk r., luto m., wojtas p.: analiza dokładności oceny niezgodności spawalniczych wykrywanych w badaniach ultradźwiękowych, biuletyn instytutu spawalnictwa w gliwicach, nr 3/2010, s. 40-44. [8] stachurski m.: badania ultradźwiękowe połączeń cienkościennych (o grubości 3-7 mm), biuletyn instytutu spawalnictwa w gliwicach, nr 2/2005, s. 57-61. [9] pn-en iso 22825:2006 badanie nieniszczące spoin – badanie ultradźwiękowe – badanie spoin w stalach austenitycznych i stopach na bazie niklu. [10] kaczmarek r.: badania ultradźwiękowe złączy spawanych. praca magisterska. wydział inżynierii mechanicznej i informatyki politechniki częstochowskiej, częstochowa, 2013. [11] praca zbiorowa: poradnik inżyniera spawalnictwo t. 2, wydawnictwa naukowo-techniczne, warszawa, 2005. imię i nazwisko kontakt do osoby zamawiającej: adres nip zamawiam książkę: próba łamania łączy spawanych atlas przełomów w redakcji przegląd spawalnictwa w liczbie .... egz. cena 1 egzemplarza książki: próba łamania złączy spawanych atlas przełomów wynosi: 60 zł (w tym 5% vat) w celu zamówienia książki w redakcji należy wypełnić formularz zamieszczony obok i przesłać go w formie faksu, skanu lub listu na adres: redakcja – przegląd spawalnictwa aw simp ul. świętokrzyska 14a, 00-050 warszawa tel.: 22 827 25 42, faks: 22 336 14 79 e-mail: redakcja@pspaw.pl wpłaty należy dokonać na rachunek bankowy: bank bph s.a. oddział w warszawie 45 1060 0076 0000 3200 0043 1836 _________________________________podpis firma próba łamania złączy spawanych atlas przełomów jacek słania krzysztof janiszewski oświadczam, że jestem podatnikiem vat i upoważniam firmę do wystawienia faktury bez podpisu złączy, które później, w trakcie badań eksploatacyjnych, są całkowicie niedostępne. stąd kluczową kwestią przy opracowywaniu planów spawania czy planów kontroli i badań jest indywidualne podejście do każdej, zwłaszcza skomplikowanej konstrukcji. wymaga ono dokładnej analizy wykonywania poszczególnych operacji, ze szczególnym uwzględnieniem kolejności scalania i spawania elementów. analiza ta powinna uwzględniać wszystkie czynniki omówione w artykule, takie jak: rodzaj złącza i rodzaj spoiny, grubość elementów badanych, dostęp do obszarów badania, zeszlifowanie lica lub grani, stosowanie stalowej podkładki technologicznej itd. w ten sposób można zaplanować badanie ut na optymalnym etapie wytwarzania, kiedy jest jeszcze możliwość stosunkowo łatwej kontroli jakości złączy. wynikiem tych działań powinno być wytwarzanie konstrukcji spawanych o odpowiednio wysokiej, potwierdzonej badaniami ultradźwiękowymi jakości. ps 6 2016 www.pdf 20 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 6/2016 wprowadzenie do zaawansowanych   technik pomiarowych 3d   stosowanych w wideoboroskopowych   zdalnych badaniach wizualnych introduction to advanced 3d measurement techniques used in endoscope remote visual studies mgr dariusz mężyk – instytut energetyki warszawa; mgr paweł stasiak – everest polska. autor korespondencyjny/corresponding author: dariusz.mezyk@ien.com.pl streszczenie postęp w wizualnych technikach pomiarowych powoduje, że współczesne wideoboroskopy to coraz ważniejsze narzędzie badawcze w zestawie urządzeń pomiarowych inspektora ndt. o ile w przeszłości, w trakcie badania wizualnego, możliwe było wykrycie i zarejestrowanie wskazania, o tyle współczesne wideoboroskopy są zdolne do pomiaru i trójwymiarowej analizy wykrytych nieciągłości. wprowadzenie technologii 3d do zdalnych badań wizualnych znacznie podnosi funkcjonalność współczesnych wideoboroskopów przemysłowych. sprzęt wyposażony w technologię pomiarów 3d znacznie poszerza zakres stosowalności badań wizualnych w badaniach ndt. artykuł przedstawia możliwości badawcze oraz jakie oferuje wprowadzana technika pomiarowa. słowa kluczowe: badania, pomiar, 3d abstract advances in video measurement technology are making the remote video borescope an increasingly powerful tool in the inspector’s toolbox. while in the past, inspectors could identify indications and capture images; today’s advanced video borescopes can measure, map and analyze indications in 3d. the introduction of 3d measurement technology for remote visual inspections significantly increases the functionality of modern industrial video borescopes. devices equipped with a 3d measurement technology greatly expands the scope of application of visual research in the study of ndt. the article presents research capabilities and offered entered measuring technology. keywords: research , measurement, 3d wstęp podstawową metodą stosowaną w diagnostyce technicznej w zakresie badań nieniszczących są badania wizualne. badania wizualne stosowane są na każdym etapie diagnostyki, również w procesie kontroli, czy badany obiekt spełnia wymagania stosownych przepisów, norm, warunków odbiorowych lub eksploatacyjnych. wiele uszkodzeń urządzeń technicznych ujawnia się we wczesnej fazie w postaci widocznych zmian, jednak często dzieje się to we wnętrzu urządzeń, dokąd niestety nie ma bezpośredniego wglądu. postęp w wizualnych technikach pomiarowych powoduje, że współczesne wideoboroskopy to coraz ważniejsze narzędzie badawcze w zestawie urządzeń pomiarowych inspektora ndt. o ile w przeszłości, w trakcie badania wizualnego, możliwe było wykrycie i zarejestrowanie wskazania, o tyle współczesne wideoboroskopy są zdolne do pomiaru dariusz mężyk, paweł stasiak i trójwymiarowej analizy wykrytych nieciągłości. te nowe możliwości pozwalają badaniom wizualnym znacznie uzupełnić, a czasem nawet zastąpić, inne techniki badań nieniszczących. dokładność pomiaru – czy to takie ważne? badanie wizualne prowadzone w procesie eksploatacji urządzeń, oprócz wczesnego wykrywania uszkodzeń elementów energetycznych instalacji przemysłowych (zanim doprowadzą one do awarii), mają również na celu nadzór nad przebiegiem procesu. stojąc przed problemem właściwego doboru badania endoskopowego dla danego problemu technicznego konieczne jest określenie warunków badania, w tym dostępności do badanego obiektu oraz ewentualnych punktów wprowadzenia sondy. dobierając sondę pomiarową trzeba uwzględnić możliwość oświetlenia obszaru przeglad welding technology review 21przegląd  spawalnictwa       vol. 88 6/2016 rys. 1. pomiar luzu wierzchołkowego łopatki przy pomocy pomiaru długości fig. 1. gauging the tip blades with a length measurement dla uzyskania obrazu dobrej jakości przy znanych długościach i średnicach sond jak i wybór obiektywów pomiarowych. kontrola wizualna umożliwia stworzenie obrazu stanu faktycznego. badanie trudnodostępnych powierzchni lub obiektów z tzw. pustkami, np. rurociągów, aparatury zawierającej rury, zabudowanych wnętrz nie zawsze przedstawia łatwe zadanie. czasem może ono dać się wykonać tylko za pomocą specjalistycznej aparatury, dostosowanej do danego konkretnego przypadku. większe możliwości rodzą większą odpowiedzialność. rozwój technik pomiarowych umożliwia zarządzającym instalacjami podejmowanie szybszych i trafniejszych decyzji dotyczących ich eksploatacji na podstawie wyników pomiarów i analiz dostarczanych przez współczesne wideoboroskopy, dlatego tak ważne jest aby wyniki pomiarów były precyzyjne i dokładne. w wypadku tradycyjnych metod pomiaru 2d, jak stereo czy cienia, możliwe były przypadki wykonania błędnego pomiaru, bez możliwości stwierdzenia tego faktu. na płaskim obrazie 2d nie ma możliwości stwierdzenia czy kursory pomiarowe zostały umiejscowione w odpowiednim miejscu. w oparciu o plaski obraz 2d próba umiejscowienia kursora, np. na krawędzi łopatki może prowadzić do jego przesunięcia, “zrzucenia” na płaszczyznę w tle, lub w przypadku pomiaru głębokości brak możliwości odnalezienia najgłębszego obszaru. techniki pomiarowe 3d oferują możliwość podglądu trójwymiarowego modelu, tzw. chmury punktów, badanego obszaru pod dowolnym kątem. pozwala to, na bieżąco, weryfikować poprawność położenia kursorów pomiarowych zapewniając maksymalną dokładność pomiaru i położenia punktów pomiarowych. praktyka ta eliminuje błędy, nieświadomie popełniane przez operatora, przy pomiarach na płaskim obrazie, znacznie podnosząc dokładność i powtarzalność uzyskiwanych wyników. dostępne techniki pomiarowe 3d pomiar fazowy 3d dostępny tylko na wideoboroskopach ge, pomiar fazowy 3d umożliwia prowadzenie badania i pomiarów przy użyciu tego samego obiektywu. szerokie pole widzenia i pełnoekranowy obraz umożliwia inspekcję i pomiary, bez konieczności wymiany obiektywów pomiarowych na optyczne, znacznie skracając czas potrzebny na badanie i analizę wykrytych nieciągłości. w trakcie badania wideoboroskopem z obiektywem pomiarowym 3d pm w każdej chwili możliwe jest zeskanowanie obszaru będącego w polu widzenia przyrządu. uzyskane dane pozwalają wygenerować trójwymiarowy model powierzchni na którym można przeprowadzić pomiary. system 3d pm oferuje nowe rodzaje pomiaru, min. profil głębokości przekrój poprzeczny wizualizujący kształt i charakter obserwowanej powierzchni, dający inspektorowi możliwość podjęcia trafniejszej decyzji. pomiar stereo 3d wprowadzony w 2015 roku, pomiar stereo 3d jest najnowszą, dostępną komercyjnie, trójwymiarową techniką pomiarową oferowaną w wideoboroskopach przemysłowych. jest ona rozwinięciem klasycznej techniki stereo, opartej na analizie porównawczej dwóch obrazów tego samego elementu obserwowanego pod różnymi kątami. zaawansowana analiza numeryczna uzyskanych obrazów pozwala na wygenerowanie modelu 3d całego obszaru znajdującego się w polu widzenia boroskopu, w oparciu o zapisane zdjęcie. chmura punktów 3d z zaznaczonymi na niej punktami pomiarowymi eliminuje ich błędne ustawienie i zapewnia poprawność pomiaru. każda z powyższych metod, oprócz niezaprzeczalnych zalet ma również swoje ograniczenia, w wypadku metody stereo jest to zmniejszenie pola widzenia, w przypadku pomiaru fazowego konieczność zapewnienia nieruchomego obrazu na czas skanowania powierzchni. metody te uzupełniając się wzajemnie zapewniają bardzo szerokie spektrum zastosowań technik pomiarowych z obrazowaniem 3d. przewaga technologii 3d możliwość generowania i podglądu modelu 3d, w trakcie pomiaru, daje możliwość jednoznacznej weryfikacji poprawności umiejscowienia punktów pomiarowych. na rysunku 1 pokazano próbę pomiaru luzu wierzchołkowego (clearance) łopatki przy pomocy pomiaru długości. inspektor ustawił górny punkt pomiarowy na widocznej krawędzi łopatki, a drugi na powierzchni. odległość łopatki od powierzchni jest właśnie tzw. luzem wierzchołkowym (prześwitem) który jest krytycznym parametrem wymagającym dokładnej kontroli w trakcie całego okresu eksploatacji turbiny. dysponując tylko obrazem 2d, jak ten prezentowany na rysunku 1 inspektor nie ma żadnej możliwości weryfikacji poprawności uzyskanych wyników. dopiero zastosowanie metody 3d, prezentowanej na rysunku 2 umożliwia sprawdzenie poprawności umiejscowienia punktów pomiarowych oraz uzyskanych wyników. ten sam pomiar stereo, ale w wersji 3d, pokazuje nieprawidłowe umiejscowienie punktów pomiarowych. w lewej części obrazu umiejscowienie punktów pomiarowych jak na rysunku 1, natomiast w prawej ich położenie pokazane na trójwymiarowym modelu wygenerowanym przez system z pomiarem stereo 3d. dzięki możliwości podglądu położenia punktów pomiarowych na modelu 3d natychmiast widać, że dokonany pomiar nie jest właściwy. odległość krawędzi łopatki od obudowy powinna być mierzona wzdłuż prostopadłej do płaszczyzny stycznej do obudowy w miejscu pomiaru. wielkość zmierzona przy pomocy pomiaru długości, zwłaszcza w metodzie 2d, tego nie zapewnia, co jest możliwe do zweryfikowania dzięki zastosowaniu technologii pomiarowej 3d. kolejną korzyścią wynikającą bezpośrednio z wprowadzenia modelowania 3d w zdalnych badaniach wizualnych jest pojawienie się nowych typów pomiarów. przykładem takiego pomiaru jest profil głębokości. prostopadły przekrój 22 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 6/2016 rys. 2. pomiar luzu wierzchołkowego łopatki przy pomocy pomiaru długości z zastosowaniem techniki 3d fig.  2.  measuring tip clearance blades by measuring the length of 3d technique badanego obszaru znacznie przyspieszający analizę kształtu znajdującego się w polu widzenia wideoboroskopu. przykłady takiego obrazowania przedstawiają rysunki 3÷5. rys. 3. pomiar profilu głębokości fig. 3. measuring the depth profile rys. 4. profil głębokości – przekrój fig. 4. profile depth – a sectional view rys. 5. profil głębokości – widok 3d fig. 5. profile depth – 3d view wybór odpowiedniego typu pomiaru dana wielkość może być zmierzona na różne sposoby, jednak wybór odpowiedniego typu pomiaru pozwala znacznie ograniczyć systematyczne błędy pomiarowe wynikające najczęściej z błędnego umiejscowienia kursorów przez operatora. inspektor prowadzący badania ma do wyboru następujące typy pomiaru: – długość – prosty pomiar odległości pomiędzy dwoma punktami, – punkt do linii – pomiar odległości punktu od linii przechodzącej przez 2 punkty, – głębokość – odległość punktu od płaszczyzny wyznaczonej przez 3 punkty, – obszar – pole powierzchni ograniczonej łamaną, wyznaczoną przez punkty, – wielosegmentowe – długość łamanej wyznaczonej przez punkty, – profil głębokości – przekrój w płaszczyźnie prostopadłej przechodzącej przez dwa punkty na powierzchni badanej. wybór błędnego typu pomiaru prowadzi do niewłaściwych wyników. pomiar zaprezentowany wcześniej jest tego doskonałym przykładem. kluczowym warunkiem dla poprawności tego pomiaru jest zapewnienie prostopadłości odcinka łączącego powierzchnię obudowy z krawędzią łopatki. wybór pomiaru typu głębokość, czyli odległości punktu od płaszczyzny zdefiniowanej przez trzy punkty pomiarowe jest tutaj jedynym, właściwym wyborem. poprawność tego rozwiązania prezentują rysunki 6 i 7. rys. 6. pomiar typu głębokość – wizualizacja położenia znaczników fig. 6. measurement type depth – visualization of the position of the markers rys. 7. pomiar typu głębokość – prawidłowe położenie znaczników fig. 7. depth measurement type – the correct position of the markers 23przegląd  spawalnictwa       vol. 88 6/2016 podsumowanie obserwacja wnętrza obiektu, a następnie analiza zarejestrowanego obrazu umożliwia dokładne zlokalizowanie wady, a wykorzystanie możliwości techniki 3d, dokładne i jednoznaczne zwymiarowanie bez konieczności demontażu obiektu, a zatem nie występuje niszczące oddziaływanie oprzyrządowania na badany obiekt. wprowadzenie technologii 3d do zdalnych badań wizualnych znacznie podnosi funkcjonalność współczesnych wideoboroskopów przemysłowych. sprzęt wyposażony w technologię pomiarów 3d znacznie poszerza zakres stosowalności badań wizualnych w badaniach ndt. możliwość weryfikowalnych i powtarzalnych pomiarów może stanowić samodzielną podstawę do podjęcia decyzji o dalszej eksploatacji silnika lotniczego, turbiny gazowej. niniejszy materiał to zaledwie wstęp do zagadnienia nowego podejścia techniki pomiarów 3d w badaniach wizualnych, mający uświadomić zmiany zachodzące w tej metodzie badań nieniszczących. literatura [1] mężyk d.: zastosowanie endoskopii przemysłowej w procesie badań wizualnych jako metody diagnostyki obiektów przemysłowych, dozór techniczny 2010/3 [2] menu directed inspection for the visual iq gejune 2014 [3] słania j., szymański a., rawiński ł.: szkolenie personelu badań nieniszczących w sektorze utrzymania ruchu kolei, przegląd spawalnictwa, 12, 2015 [4] bęczkowski r., gucwa m.: kwalifikowanie napawania warstw trudnościeralnych pracujących w warunkach przemysłu cementowego, przegląd spawalnictwa, 9, 2015 ps 5 2017 www 1 80 przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 wybrane zagadnienia stosowania  odpornych na zużycie płyt w przemyśle wydobywczym selected issues of applying a wear-resistant plates in the mining industry dr inż. robert bęczkowski – politechnika częstochowska. autor korespondencyjny/corresponding author: rbeczkowski@spaw.pcz.pl streszczenie w pracy przedstawiono zagadnienie zabezpieczania powierzchni narażonych na ścieranie pracujących w warunkach kopalni odkrywkowej. zebrano informacje o najpowszechniej stosowanych materiałach na elementy zabezpieczające przed nadmiernym zużyciem ściernym. podjęto charakterystykę materiałów hutniczych oraz materiałów wytwarzanych w procesach napawania prewencyjnego z zastosowaniem drutów rdzeniowych. opisano zastosowanie poszczególnych materiałów wraz z ich charakterystyką dotyczącą własności i struktury. szczególnie skupiono się na elementach wykonanych technikami spawalniczymi z wykorzystaniem drutów rdzeniowych. słowa kluczowe: zużycie; zastosowanie; druty proszkowe; fe-cr-c; hardox abstract the paper presents the problem of protection of surface exposed to abrasion working in the conditions of the open -cast mine. information on the most commonly used materials for abrasive wear protection has been collected. the characteristics of metallurgical materials and materials produced in the preventive surfactant processes using core wires were taken. the use of individual materials has been described together with their properties and structure characteristics. particularly focused on elements made by welding techniques using core wires. keywords: wear; application; flux cored wires; fe-cr-c; hardox wprowadzenie wśród zidentyfikowanych przyczyn zużycia występujących w przemyśle możemy określić, że największy udział blisko 50% występuje w wyniku zużycia ściernego. następną przyczyną jest zużycie adhezyjne, którego udział jest na poziomie 15%. zużycie erozyjne i fretting stanowi ok. 8% przyczyn zużycia, korozja – ok. 5%, a za pozostałe 14% odpowiada połączone oddziaływanie kilku procesów. na wypadkową zużycia wpływa wiele czynników. najważniejsze zostały przedstawione za pomocą diagramu ischikawy (rys. 1) [1]. blachy hutnicze a warstwy napawane analizując czynniki mogące mieć wpływ na własności technologiczne można wyróżnić kilka, które będą determinowały trwałość elementów i urządzeń. ze względu na intensywność procesów zużycia i ogromnych mas skalnych transportowanych w kopalniach różnego rodzaju zsypami robert bęczkowski przeglad welding technology review rys. 1. czynniki wpływające na zużycie fig. 1. factors influencing on wear obciążenie wartość zmienne ciecze metal materiałciała stałe ślizganiegazy toczenie czas temperatura stałe struktura obróbka mechaniczna warstwy prewencyjne czynniki konstrukcyjne czynniki technologiczne jakość stan zabezpieczenie obróbka cieplna rodzaj materiału udarowe środowisko warunki zużycie twardość powierzchnia 81przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 i przesypami, elementy te są bardzo mocno narażone na gwałtowne zużycie. rozwój technologii wydobywczych wymuszał szukanie najlepszych rozwiązań minimalizujących zużycie. pierwsze próby podniesienia odporności na zużycie elementów przesypów polegały na zmianie struktury materiałów podstawowych w wyniku powierzchniowego hartowania. kolejnym etapem było zastosowanie elementów hutniczych o większej twardości struktury materiału oraz zabezpieczenie powierzchni poprzez napawanie. w pierwszym etapie rozwoju procesów napawania były wykorzystywane elektrody otulone. wraz z rozwojem materiałów dodatkowych coraz powszechniejsze stało się wykorzystanie drutów rdzeniowych, które pozwalały uzyskać napoiny o strukturze żeliw chromowych. w literaturze można znaleźć publikacje opisujące zastosowanie drutów rdzeniowych jako alternatywę dla materiałów hutniczych. blachy trudnościeralne charakteryzują się znacznie mniejszymi wskaźnikami odporności na zużycie (liniowe, objętościowe i wagowe) niż specjalne stopy metalurgiczne wykorzystujące współczesną inżynierię materiałową do podnoszenia trwałości elementów. podniesienie odporności realizowane jest w głównej mierze poprzez zastosowanie wysokochromowych żeliw z udziałem złożonych twardych faz takich jak: cr7c3, cr23c6, cr3c, nbc, nb2c, vc osadzonych w strukturze eutektycznej lub martenzytycznej. druty rdzeniowe dają możliwość zastosowania twardych faz węglikowych do tworzenia warstw trudnościeralnych. najczęściej w przypadku zakładów górniczych wykorzystuje się materiały oparte o stopy fe-cr-c z dodatkami nb, v, b, które dają możliwość uzyskania twardości dochodzących do 68 hrc już w pierwszej warstwie przy zastosowaniu odpowiednich parametrów procesu napawania [1÷13]. w zależności od warunków pracy danego urządzenia lub wybranych miejsc stosuje się określone zasady technologicznie (trwałość, możliwość aplikacji) i ekonomicznie (koszty wytworzenia i eksploatacji), którymi należy się kierować przy wyborze materiału dodatkowego i metody regeneracji czy prewencji. nie zawsze jest uzasadnione stosowanie technologii spawalniczych do uzyskiwania warstw zabezpieczających, czasami wystarcza zastosowanie odpowiednich materiałów hutniczych, takich jak blachy trudnościeralne np. typu hardox. korzystna struktura wpływająca na podniesienie odporności na zużycie ścierne i określona twardość dostarczają oczekiwaną trwałość za rozsądną cenę. w obecnej chwili są dostępne na rynku blachy trudnościeralne o grubości od 0,7 do 160 mm. w ostatnim czasie można zauważyć silny rozwój hutniczych materiałów trudnościeralnych. pojawiły się blachy trudnościeralne o gwarantowanej udarności, czy zwiększonej odporności na pękanie naprężeniowe. coraz częściej spotykamy się z zastosowaniem blach typu xtreme o twardości ok. 60 hrc dostępnych w grubościach od 9 do 19 mm, zbliżających się parametrami do blach napawanych [15]. tablica i zawiera dane maksymalnych zawartości składników chemicznych wybranych trudnościeralnych materiałów hutniczych wraz z wartością równoważnika węgla cev = c+mn/6+(cr+mo+v)/15+(cu+ni)/15 oraz twardością materiału w stanie dostawy. istotną kwestią stosowania tych blach jest możliwość ich obróbki gięcia, wiercenia oraz spawania [1,10]. kwestia gięcia jest ważnym elementem technologicznym (rys. 2). przy gięciu trudnościeralnych materiałów hutniczych problemem technologicznym jest określenie minimalnego promienia gięcia. w przypadku materiałów napawanych istotnym aspektem technologicznym jest sposób zwijania. warstwa napawana ze względu na swoje własności użytkowe, tj. twardość i naprężenia spawalnicze oraz możliwość występowania pęknięć, może być zwijana tylko do środka, gdzie naprężenia rozciągające występują w warstwie bazowej najczęściej wykonanej z materiału gatunku s235. przykład pokazano na rysunku 3 [1,10,15]. w obecnej chwili nie jest problemem wiercenie w materiałach hutniczych (rys. 4), lecz w przypadku płyt napawanych konieczne staje się korzystanie z technologii cięcia plazmą, strumieniem wody lub koniecznością jest zastosowanie mocowania do konstrukcji za pomocą kołków zgrzewanych lub spawanych. max. zawartość pierwiastka chemicznego [%] cev hbw c si mn p s cr ni mo b hardox 400 0,32 0,70 1,60 0,025 0,01 1,40 1,50 0,60 0,004 0,39 370-430 hardox 500 0,27 0,50 1,60 0,025 0,01 1,20 0,25 0,25 0,005 0,46 470-530 hardox 600 0,47 0,70 1,40 0,015 0,01 1,20 2,50 0,70 0,005 0,61 550-640 extreme 0,47 0,50 1,40 0,015 0,01 1,20 2,50 0,80 0,005 0,54 650-700 tablica i. skład chemiczny blach trudnościeralnych [15] table i. chemical composition of wear plate [15] rys. 2. blacha trudnościeralna hardox 500 kształtowana na zimno [16] fig. 2. wear plate hardox after cold rolled [16] rys. 3. wykładziny napawane kształtowane na zimno [16] fig. 3. cold rolled of hardfacing plate [16] 82 przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 w przypadku spawania blach trudnościeralnych istotne jest kontrolowanie temperatury podgrzewania, temperatury międzyściegowej, ilości wprowadzanego ciepła oraz kolejności spawania. należy zwrócić uwagę na maksymalne dopuszczalne normami wielkości odstępów między materiałami łączonymi. dla procesu spawania ważnym czynnikiem jest ilość wprowadzonego ciepła, która zwiększa obszar strefy wpływu ciepła (haz) i negatywnie wpływa na własności mechaniczne zmniejszając odporność na ścieranie strefy przegrzanej [1,10,14,15]. spawanie przy zastosowaniu niskiej ilości wprowadzanego ciepła pozwala uzyskać mniejsze odkształcenia, zwiększa się udarność i wytrzymałość złącza oraz podnosi odporność strefy przegrzanej na ścieranie. jednakże materiały hutnicze są również wrażliwe na bardzo niską ilość wprowadzanego ciepła przy spawaniu, która powoduje wzrost szybkości studzenia w zakresie czasu t8/5 poniżej 3 sekund. wówczas skutkuje to obniżeniem udarności [15]. rysunek 5 pokazuje zalecane przez producenta maksymalne ilości wprowadzanego ciepła dla stali trudnościeralnych, by zachować ich założone własności użytkowe. szczegóły dotyczące wstępnego podgrzewania można znaleźć na stronie producenta [15]. należy pamiętać, iż temperatura miedzyściegowa nie powinna przekraczać dopuszczalnych wartości określonych przez producenta. ograniczenie temperatury miedzyściegowej dotyczy wszystkich typów trudnościeralnych materiałów hutniczych. w większości przypadków temperatura jest ograniczona do 225 oc. jednakże dla stali typu extreme ograniczenie jest wprowadzone na poziomie 100 oc, a dla stali typu hardoxhituf ograniczenie temperatury miedzyściegowej jest do poziomu 300 oc [15]. rys. 5. zalecane maksymalne ilości wprowadzonego ciepła przy spawaniu [15] fig. 5. recommended maximum heat input during welding [15] rys. 7. schemat rozmieszczenia płyt trudnościeralnych [16] fig. 7. scheme layout of wearplates [16] rys. 4. blacha trudnościeralna hardox 500 po otworowaniu [16] fig. 4. wear plate hardox after drilling [16] rys. 6. obszary zsuwni o różnej intensywności zużycia ściernego [16] fig. 6. areas of chopper with different abrasive wear intensity [16] przy zastosowaniu płyt trudnościeralnych istotnym czynnikiem są warunki pracy płyty. na przykładzie zsuwni koła czerpakowego można pokazać trzy obszary (rys. 6), o różnej intensywności zużycia ściernego. od obszaru o największej intensywności zużycia (oznaczono na rys. 6 jako 1), do obszaru o najmniejszej intensywności zużycia (oznaczono na rys. 6 jako 3). w obszarze o największej intensywności zużycia, trwałość jest określona średnio na około 800 godzin, w obszarze średniego zużycia na ok. 1250 godzin, a w obszarze o najmniejszej intensywności na 3600 godzin. analogicznie do tego dobiera się materiały na wykładziny. przykład badań materiałów hutniczych w warunkach rzeczywistych (rys. 7) pokazano dla obszaru rysunku 6 zaznaczonego chmurą. materiały typu hardox400 i hardox500 wykazały znacznie większe zużycie, niż warstwy napawane stopami na bazie fe-c-cr. płyty napawane są wymieniane po zużyciu ok. 50% powierzchni napoiny. wykładziny ze stali hardox mogą być eksploatowane do zupełnego starcia zachowując własności w całym okresie eksploatacji, również lepiej wytrzymują one obciążenia dynamiczne pochodzące od urobku. nie wykazują uszkodzeń powierzchni, które występują przy zastosowaniu płyt napawanych, takich jak odsłonięcia powierzchni w wyniku odpryśnięcia napoiny. proces spawania i procesy pokrewne są kwalifikowane jako procesy specjalne i koniecznym staje się zweryfikować zastosowaną technologię napawania według przyjętych standardów. w tym przypadku za taki standard można ilo ść w pr ow ad zo ne go c ie pł a [k j/ m m ] grubość blachy [mm] 83przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 uznać pn en iso 15614-7. jednakże zastosowanie tej normy w przypadku napawanych warstw trudnościeralnych niesie za sobą trudności związane z wymaganiami tej normy i każdorazowo należy ustalić warunki odbioru technologii z klientem. w aspekcie odbiorowym warstwy napawane mogą stanowić problem dla przeprowadzenia inspekcji zgodnie z normami jakościowymi i dopuszczalnymi poziomami jakości, nie pozwalają na odbiór płyt napawanych bez uwag. jednakże występujące niezgodności spawalnicze w postaci regularnych pęknięć, przyczyniają się do zmniejszenia naprężeń w elemencie napawanym [1,3,10,17÷19]. prowadzono próby służące do określenia własności warstw napawanych szczególnie twardości i struktury materiału jako czynników w głównej mierze odpowiadających za odporność na zużycie ścierne [1÷9]. rysunki poniżej przedstawiają struktury: z wydzieleniami węglików chromu i niobu (rys. 8) oraz wymieszania w warstwie napawanej między ściegami napoiny fe-cr-c (rys. 9). na rysunku 10 przedstawiono wyraźny układ kierunkowy wytworzonych węglików związany z wymuszonym odbiorem ciepła dającym korzystny układ ułożenia węglików w osnowie oraz niezgodność w postaci pęknięcia tzw. relaksacyjnego kończącego się na linii wtopienia. strefa wymieszania w przypadku płyt trudnościeralnych jest niewielka i zawiera się od kilku do kilkunastu procent. zależy ona w głównej mierze od zastosowanych parametrów napawania. między innymi z powodu małego wtopienia proces gięcia należy prowadzić tak, by napoina była ściskana. w innym przypadku prowadzi to do odspojenia napoiny od materiału podłoża (rys. 11). rys. 9. strefa wymieszania napoiny fig. 9. weld mixing zone rys. 10. struktura napoiny z niezgodnościami spawalniczymi fig. 10. structure with weld imperfections rys. 11. widok płyty napawanej po gięciu [1] fig. 11. view of a hardfacing plate after bending [1] rys. 8. struktura z wydzieleniami węglików chromu i niobu fig. 8. the structure of precipitates of chromium and niobium carbides podsumowanie  pomimo licznie występujących niezgodności warstwy trudnościeralne wykonane przy wykorzystaniu technologii napawania automatycznego z użyciem drutów rdzeniowych o złożonym składzie chemicznym rdzenia są najkorzystniejszym rozwiązaniem stosowanym w przemyśle górniczym. specyficzne własności związane w bardzo wysoką twardością i złożoną strukturą pozwalają na zastosowanie tych materiałów w miejscach najbardziej narażonych na zużycie ścierne luźnym ścierniwem. w przedstawionym studium przypadków zebrano praktyczne zastosowania warstw trudnościeralnych i przedstawiono alternatywę dla nich w postaci coraz intensywniej rozbudowującej się gamy materiałów hutniczych. płyty trudnościeralne walcowane są relatywnie tańszym rozwiązaniem dla warstw napawanych. zaletą ich jest praca do całkowitego zużycia. w przypadku płyt napawanych użytkowanie jest ograniczone do grubości warstwy napawanej. zastosowanie płyt napawanych w znacznej mierze podnosi ciężar całkowity konstrukcji i wymusza bardziej masywną bazę montażową, jednakże daje najwyższą odporność na zużycie ścierne. zastosowanie materiałów trudnościeralnych pozwala na maksymalizację okresów między kolejnymi naprawami, poprzez modułowe rozwiązania minimalizuje się również koszty wymiany elementów i czyni je łatwiejszymi ze względu na zmniejszenie gabarytów i masy elementów. 84 przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 literatura [1] r. bęczkowski, m. gucwa: kwalifikowanie napawania warstw trudnościeralnych pracujących w warunkach przemysłu cementowego, przegląd spawalnictwa, vol. 87(9), s. 43–46, 2015. [2] m. gucwa, r. bęczkowski: odporność na erozyjne zużycie strumieniowe napoin wykonanych drutem proszkowym samo osłonowym przy kącie padania ścierniwa 60o, przegląd spawalnictwa, vol. 83(10), s. 77–81, 2011. [3] r. bęczkowski: właściwości wykładzin trudnościeralnych stosowanych na elementy przesypowe wykonane techniką napawania drutem rdzeniowym, politechnika częstochowska, częstochowa 2007. [4] r. bęczkowski: effect of cladding parameters on the hardness of bimetal plates, metalurgija, vol. 56(1–2), pp. 59–62, 2017. [5] r. kejžar: study of the alloying of a surfacing weld in the surfacing of wear-resistant deposits with alloyed welding fluxes, materiali in tehnologije, vol.37, 3–4, pp. 167–172, 2003. [6] i. pernis, j. kasala, d. žabecká: resistance of weldclads made by fluxcoredarcwelding technology again sterosivewear, metalurgija, vol.52, 3, pp. 352–354, 2013. [7] p. f. mendez, n. barnes, k. bell, s. d. borle, s. s. gajapathi, s. d. guest, h. izadi, a. k. gol, g.wood: welding processes for wear-resistant overlays. journal of manufacturing processes, vol.16, pp. 4–25, 2014. [8] j. niagaj: effectof niobium on properties of hardfaced layers surface welded by fe-cr-c open arc flux-coredwire electrodes, przegląd spawalnictwa, vol. 83(10), pp. 67–72, 2011. [9] r. bęczkowski, m. gucwa, j. wróbel, a. kulawik: the impact of the bead width on the properties of the anti abrasion surfacing weld, international conference of numerical analysis and applied mathematics 2015 (icnaam 2015), aip conf. proc. 1738, 480095-1–480095-4; doi: 10.1063/1.4952331, 2015. [10] r. bęczkowski, m. gucwa: defects appearing in the surfacing layersof abrasion resistant, archives of foundry engineering, vol.16(4), pp. 23–28, 2016. [11] w. orłowicz, v. shevelyaa, a. trytek, v. kirilkov: effect of the concentrated heat flowtreatment on the structure and the antiwearproperties of cast iron, archives of foundry engineering, vol.9(2), pp. 185–188, 2009. [12] m. adamiak, j. górka, t. kik: structure analysis of welded joint sofwearresistant plate and constructionalsteel, archives of materials science and engineering, vol.56(2), pp. 108–114, 2010. [13] d.k. dwivedi: microstructure and abrasivewearbehaviourof iron base hardfacing, materials science and technology, vol. 20, pp.1326–1330, 2004. [14] j. winczek: modeling ofheataffectedzone in multipass gmaw surfacing s235 steel element, procedia engineering, vol.136, pp. 108 – 113, 2016. [15] https://www.ssab.com/products/brands/hardox [16] m. wojdala: wykładziny trudnościeralne stosowane do zabezpieczenia części maszyn narażonych na intensywne zużycie, politechnika częstochowska, częstochowa 2012. [17] pn en iso 15614-7 , specyfikacja i kwalifikowanie technologii spawania metali – badanie technologii spawania – część 7: napawanie. [18] pn-en iso 6520-1:2009, spawanie i procesy pokrewne. klasyfikacja geometrycznych niezgodności spawalniczych w metalach. część 1: spawanie [19] pn-en iso 5817:2014, spawanie. złącza spawane ze stali, niklu, tytanu i ich stopów (z wyjątkiem spawanych wiązką). poziomy jakości według niezgodności spawalniczych. 201110_pspaw.pdf 61przegląd spawalnictwa 10/2011 andrzej gruszczyk kształtowanie struktury napoin żeliwnych przez podwyższenie ich zdolności do grafityzacji the structure forming of cast iron padding welds  by increasing the capacity for graphitization dr hab. inż. andrzej gruszczyk, prof. pś – politechnika śląska. streszczenie w artykule przedstawiono wyniki prac dotyczących grafityzacji zachodzącej w warunkach szybkiego chłodzenia napoin żeliwnych. wykazano, że przez oddziaływanie na właściwości fizykochemiczne ciekłego żeliwa w jeziorku spawalniczym można efektywnie wpływać na proces grafityzacji, strukturę i właściwości uzyskanych napoin. grafityzacji napoin sprzyja wprowadzenie do ciekłego jeziorka spawalniczego właściwych ilości podstawowych składników grafityzujących, heterogenicznych zarodków grafityzacji oraz składników obniżających napięcie powierzchniowe ciekłego metalu. jest to sposób, który pozwala na uzyskanie metodą napawania łukowego elektrodami rurkowymi, bez podgrzania wstępnego, napoin o strukturze i właściwościach zbliżonych do właściwości żeliwa szarego. abstract the article presents the results of the graphitization occurs under conditions of rapid cooling of cast iron padding welds. it shows that the effects on the physicochemical properties of liquid cast iron in the weld pool can effectively influence the graphitization process, structure and properties of the padding welds. supplying the liquid weld pool appropriate quantities of basic graphitization ingredients, heterogeneous graphitization nucleus and elements which reduce the surface tension of liquid metal favour graphitization in the padding welds. it is a way that allows to produce free of defects on the structure and padding weld properties similar to the properties of cast iron padding weld by arc electrodes without pre-heating. wstęp napawanie jest podstawową technologią naprawy wad odlewów żeliwa szarego. dotyczy to głównie małych wad powstających w procesie odlewania. w większości przypadków proces ten prowadzony jest na zimno z zastosowaniem plastycznych spoiw niklowych lub stopów ni-fe i ni-cu [1]. napoiny uzyskane w ten sposób istotnie różnią się składem chemicznym i strukturą od napawanego podłoża i nie zawsze spełniają stawiane im wymagania jakościowe. nie są np. dopasowane kolorem do koloru żeliwa, zarówno po napawaniu, obróbce mechanicznej, jak i po korozji. metoda ta nie spełnia również często kryteriów ekonomicznych ze względu na wysoki koszt spoiw na osnowie niklu. w tej sytuacji nasuwa się pytanie, czy możliwe jest opracowanie metod i tanich materiałów dodatkowych, pozwalających na uzyskanie, przy napawaniu na zimno, napoin o właściwościach i strukturze zbliżonej do struktury napawanego materiału. tradycyjny sposób spawania żeliwa szarego, pozwalający uzyskać strukturę i właściwości połączeń zbliżone do właściwości materiału spawanego, polega na ograniczeniu prędkości chłodzenia ciekłego metalu i złącza w stanie stałym. w warunkach spawania jest to zabieg uciążliwy i energochłonny. wymaga podgrzania wstępnego odlewów żeliwnych do temperatury rzędu 650oc, wykonania połączenia w tej temperaturze i następnie bardzo wolnego chłodzenia. jako materiały dodatkowe stosuje się pręty żeliwne (spawanie gazowe) lub elektrody otulone o składzie żeliwa szarego z nieco podwyższoną zawartością podstawowych składników sprzyjających grafityzacji, tzn. węgla 3,0÷3,5% i krzemu 3÷4% oraz dodatkami niklu 0,3÷0,6% i fosforu 0,2÷0,5% [2-5]. jest to tzw. spawanie na gorąco. ciekłe żeliwo jeziorka spawalniczego krzepnie wtedy w układzie stabilnym i spoina uzyskuje strukturę żeliwa szarego, a w swc nie dochodzi do utwardzenia 62 przegląd spawalnictwa 10/2011 związanego z wysoką zawartością w żeliwie węgla i hartowaniem. w czasie spawania na gorąco czynnikiem decydującym o krystalizacji spoin z zarodkowaniem i wzrostem kryształów grafitu (grafityzacji) jest ograniczona szybkość stygnięcia. nie jest to jednak jedyny sposób oddziaływania na przebieg krystalizacji żeliw. zdolność żeliwa do grafityzacji jest jedną z charakterystycznych cech ciekłego metalu, związaną z jego właściwościami fizykochemicznymi [2]. o jego stanie decyduje zarówno skład chemiczny, jak i parametry przebiegu procesów metalurgicznych, temperatura przegrzania, czas wytrzymania ciekłego żeliwa w wysokiej temperaturze itp. fizykochemiczny stan ciekłego żeliwa charakteryzują jego właściwości: lepkość, napięcie powierzchniowe, napięcie międzyfazowe na granicy fazy ciekłej i grafitu, obecność uporządkowanych kompleksów atomów oraz wtrąceń niemetalicznych. cechy te determinują skłonność żeliwa do przechłodzenia oraz do zarodkowania i wzrostu kryształów grafitu, co ma wpły na proces krystalizacji żeliwa [2]. wykorzystuje się to w praktyce wytwarzania żeliw wysokojakościowych. w mniejszym stopniu zwraca się uwagę na te zagadnienia w czasie spawania i napawania żeliw. z istoty procesu spawania wynikają duże prędkości chłodzenia złączy, co z powodu grafityzacji jest zjawiskiem bardzo niekorzystnym. z drugiej strony procesy spawalnicze stwarzają niewykorzystane do tej pory możliwości oddziaływania na właściwości fizykochemiczne ciekłego żeliwa w jeziorku spawalniczym, co sprzyja grafityzacji. wiąże się to z wyborem rodzaju i ustaleniem w spoinach optymalnej z punktu widzenia grafityzacji zawartości: – podstawowych składników stopowych sprzyjających grafityzacji, – modyfikatorów grafityzujących, – heterogenicznych zarodków grafityzacji, – składników wpływających na powierzchniowe właściwości ciekłego metalu. przebieg badań podstawowe badania związane z doborem optymalnych właściwości fizykochemicznych stopiw do napawania żeliwa szarego wykonano z użyciem otulonych elektrod rurkowych. mają one budowę podobną do otulonych, ale ich rdzeń elektrody stanowi cienkościenna rurka stalowa o średnicy 6÷12 mm i długości 350÷500 mm, wypełniona głównie stopowymi składnikami metalicznymi. zewnętrzna powierzchnia rurek pokryta jest otuliną wytwarzaną najczęściej metodą maczania (rys. 1). ze względu na znaczny udział proszkowego wypełnienia w ogólnej masie elektrod, otulone elektrody rurkowe zapewniają możliwość uzyskania jednowarstwowych napoin o bardzo wysokiej zawartości składników stopowych. stabilne jarzenie się łuku elektrycznego uzyskuje się przy niższych wartościach prądu niż przy napawaniu elektrodami otulonymi tej samej grubości. ogranicza to głębokość wtopienia i ogólną ilość ciepła wprowadzoną do elementu napawanego. sprzyja też efektywnemu wykorzystaniu składników stopowych i obniżeniu poziomu naprężeń. otulone elektrody rurkowe stosowane były do tej pory tylko do napawania utwardzającego [6, 7]. próby napawania prowadzono wykonanymi w warunkach laboratoryjnych otulonymi elektrodami rurkowymi o średnicy 9 mm z otuliną zasadową lub rutylową grubości ok. 2 mm oraz elektrodami rurkowymi bez otuliny w atmosferach ochronnych i bez osłony gazowej [8, 9]. procentowy udział masy proszkowych składników rdzenia do masy elektrody bez otuliny mieścił się w zakresie 50÷65%. napawano płyty z żeliwa szarego o grubości 8, 22 i 34 mm bez podgrzania wstępnego i z podgrzaniem do temperatury 300oc. na powierzchni płyt wykonywano napoiny punktowe, stapiając każdorazowo ok. 100 mm elektrody, prądem stałym o natężeniu 180÷260 a, (+) na elektrodzie. wykonano również napoiny naprawcze symulowanych wad powierzchniowych. oceniano stabilność jarzenia łuku elektrycznego, formowanie napoin, sposób stapiania elektrody, liczbę rozprysków itp. uzyskane napoiny poddano badaniom metalograficznym makro i mikroskopowym oraz pomiarom twardości. na właściwości fizykochemiczne ciekłego metalu jeziorka spawalniczego wpływano przez: – zmiany zawartości podstawowych składników stopowych sprzyjających grafityzacji, tzn. węgla i krzemu, – wprowadzenie do ciekłego metalu modyfikatora w postaci żelazostopu fe-ca-si, – wprowadzenie do ciekłego metalu heterogenicznych zarodków krystalizacji, – zmianę zawartości składników aktywnych powierzchniowo. wpływ węgla i krzemu na strukturę napoin i właściwości spawalnicze otulonych elektrod rurkowych węgiel i krzem jako podstawowe składniki stopowe sprzyjające grafityzacji żeliw szarych stanowiły znaczną część proszkowego rdzenia otulonych elektrod rurkowych. wstępne badania polegały na rys. 1. otulona elektroda rurkowa fig. 1. tube covered electrode 63przegląd spawalnictwa 10/2011 ocenie wpływu zawartości węgla w postaci grafitu i krzemu oraz proporcji między tymi składnikami na właściwości spawalnicze otulonych elektrod rurkowych oraz twardość i strukturę napoin wykonanych tymi elektrodami. próby napawania płyt żeliwnych o grubości 22 mm prowadzono elektrodami z otuliną zasadową bez podgrzania wstępnego. stwierdzono, że ze wzrostem zawartości grafitu w rdzeniu otulonych elektrod rurkowych pogarszają się ich właściwości spawalnicze. wynikało to z tego, że proszkowy rdzeń z wysoką zawartością grafitu stapiał się wolniej niż stalowa rurka. prowadziło to do zakłóceń jarzenia się łuku elektrycznego, nieprawidłowego formowania napoin i rozprysków (rys. 5a). ilość grafitu i krzemu oraz proporcje między tymi składnikami w proszkowym rdzeniu elektrod istotnie wpływały również na twardość i strukturę wykonanych napoin. typowe mikrostruktury napoin uzyskanych w tej serii badań przedstawiono na rysunku 2. wpływ modyfikatorów grafityzujących na strukturę napoin podstawowym modyfikatorem grafityzującym, stosowanym w badaniach, był wapń w postaci żelazostopu fe-ca-si. niewielkie, zmienne ilości tego składnika dodawano do proszkowych wypełnień elektrod. wykonano cztery serie elektrod testowych i przeprowadzono próby napawania na zimno. badano mikrostrukturę i twardość uzyskanych napoin. w zakresie stosowanych w badaniach stężeń fe-ca-si nie stwierdzono pozytywnego wpływu ca na postać i ilość tworzącego się w napoinach grafitu. wyższe zawartości fe-ca-si wyraźnie pogarszały strukturę napoin i podwyższały ich twardość (rys. 3). wpływ heterogenicznych zarodków grafityzacji na strukturę napoin heterogeniczne zarodki grafityzacji wprowadzano do proszkowych rdzeni elektrod w postaci proszków. dla części wymienionych składników zmieniano również ich granulację. stwierdzono, że efektywność oddziaływania wprowadzonych dodatków jako zarodków krystalizacji jest różna i w dużym stopniu zależy od wielkości cząstek wprowadzanych do ciekłej kąpieli jeziorka spawalniczego. korzystne oddziaływanie heterogenicznych zarodków grafityzacji polega na tworzeniu się znacznej ilości drobnych wydzieleń grafitu bez podwyższania twardości osnowy (rys. 4). wpływ powierzchniowych właściwości ciekłego metalu na przebieg napawania i strukturę napoin na napięcie powierzchniowe ciekłego metalu w procesie napawania otulonymi elektrodami rurkowymi wpływano przez zmiany składu chemicznego proszkowych rdzeni elektrod i otulin oraz dobór odpowiednich atmosfer gazowych w czasie napawania elektrodami rurkowymi bez otuliny. stwierdzono, że wysokie napięcie ciekłego metalu pogarsza nie tylko formowanie i odgazowanie napoin, ale sprzyja również sferoidyzacji grafitu i krzepnięciu osnowy w układzie metastabilnym, co znacznie podwyższa ich twardość (rys. 3). zastosowanie środków obniżających napięcie powierzchniowe ciekłego metalu poprawiło właściwości spawalnicze elektrod oraz ułatwiło napawanie i formowanie napoin. umożliwiło również uzyskanie napoin rys. 2. typowe mikrostruktury napoin wstępnej serii badań: a) żeliwo połowiczne z grafitem płatkowym, hv30 = 300, pow. 200x, nital, b) żeliwo połowiczne z grafitem drobnym, hv30 = 290, pow. 200x, nital, c) żeliwo połowiczne z grafitem kulkowym, hv30 = 724, pow. 50x, nital fig. 2. typical microstructures of padding welds in preliminary series of research: a) mottled cast iron with flake graphite, hv30 = 300, magn. 200x, nital; b) mottled cast iron with fine graphite, hv30 = 290, magn. 200x, nital, c) mottled cast iron with modular graphite hv30 = 300, magn. 50x, nital rys. 3. struktura napoiny wykonanej otuloną elektrodą rurkową z wysoką zawartością fe-ca-si, hv30 = 680, pow. 50x, nital fig. 3. structure of padding weld made using tube covered electrode with fe-ca-si, hv30 = 680, magn. 50x, nital rys. 4. postać grafitu w napoinie wykonanej elektrodą zawierającą dodatki spełniające funkcję heterogenicznych zarodków grafityzacji, hv30 = 229, pow. 50x fig. 4. form of graphite in the padding weld made using electrode with additives containing heterogeneous graphitization nucleus, hv30 = 229, magn. 50x a) b) c) 64 przegląd spawalnictwa 10/2011 o strukturze i właściwościach zbliżonych do właściwości żeliwa szarego. na rysunku 5c przedstawiono wynik napawania na zimno płyty żeliwnej o grubości 22 mm z zastosowaniem środków obniżających napięcie powierzchniowe ciekłego metalu. średnia twardość na przeszlifowanej powierzchni napoiny kształtowała się na poziomie 212 hv30. istotny wpływ na przebieg napawania, właściwości ciekłego metalu i strukturę uzyskanych napoin miał również rodzaj i skład chemiczny otulin elektrod rurkowych. próby napawania otulonymi elektrodami rurkowymi rutylowymi i zasadowymi wykazały, że znacznie lepszymi właściwościami charakteryzowały się elektrody z otuliną zasadową. dla porównania wykonano również próby napawania elektrodami rurkowymi bez otuliny i bez osłony gazowej (rys. 5b). różnice struktury i twardości napoin wykonanych otuloną elektrodą rurkową z otuliną zasadową i elektrodą rurkową bez otuliny w atmosferze powietrza przedstawiono na rysunku 6. naprawa powierzchniowych wad odlewniczych z zastosowaniem otulonych elektrod rurkowych napawanie żeliwa szarego na zimno wiąże się z utwardzeniem swc wynikającym z hartowania i tworzenia się warstwy zabielonej. istotny wpływ na twardość swc płyt napawanych bez podgrzania wstępnego miała ich grubość. przy napawaniu płyt o grubości 34 mm utwardzenie w swc osiągnęło 700 hv1. przy napawaniu bez podgrzania wstępnego płyty o grubości 8 mm maksymalna twardość swc niewiele przekroczyła 300 hv1 (rys. 7). mimo utwardzenia swc przy napawaniu na zimno ani w napoinach, ani w obszarach przyległych do napoin wykazujących korzystną strukturę i niską twardość nie zaobserwowano pęknięć (rys. 5d). utwardzenie swc utrudnia jednak obróbkę skrawaniem naprawionego obszaru odlewu, dlatego próby naprawy wad odlewniczych prowadzono bez podgrzania i z podgrzaniem wstępnym do temperatury 300oc. do napawania wytypowano odlewy żeliwne o strukturze żeliwa szarego. na powierzchni napawanych elementów wykonano symulacyjnie obróbką skrawaniem różnej wielkości wady powierzchni. próby te wykazały, że istotny wpływ na przebieg napawania i jakość uzyrys. 5. napoiny punktowe wykonane otulonymi elektrodami rurkowymi: a) nieprawidłowe formowanie napoiny, b) napoina wykonana elektrodą rurkową bez otuliny w powietrzu, c) napoina wykonana otuloną elektrodą rurkową z właściwie dobranym składem chemicznym rdzenia i zastosowaniem środków obniżających napięcie powierzchniowe ciekłego metalu, hv30 = 212, d) makrostruktura napoiny punktowej fig. 5. point padding weld made using tube covered electrode: a) incorrect shape of padding weld, b) padding weld made using tube electrode without covering in the air, c) padding weld made using tube covered electrode with correct chemical composition and with the use of surface tension decreasing medium of liquid metal, hv30 = 212, d) macrostructure of point padding weld rys. 6. wpływ otuliny na postać grafitu i twardość napoin wykonanych elektrodami rurkowymi: a) elektroda otulona zasadowa, grafit punktowy i płatkowy, hv30 = 212, zgład nietrawiony, b) elektroda bez otuliny, grafit płatkowy, hv30 = 314, pow. 100x, zgład nietrawiony fig. 6. the influence of covering on the graphite shape and hardness of padding welds made using tube electrodes: a) basic covered electrode, fine and flake graphite, hv30 = 212, non-etching, b) electrode without covering, flake graphite, hv30 = 314, magn. 100x, non-etching rys. 7. rozkład twardości hv1 w napoinie, swc i materiale rodzimym po napawaniu otulonymi elektrodami rurkowymi płyt żeliwnych o grubości 8 i 34 mm bez podgrzania wstępnego fig. 7. hardness distribution in the padding weld, haz and base material after tube electrodes surfacing of 8 and 34 mm cast iron plates without preheating a) b) c) d) a) b) 65przegląd spawalnictwa 10/2011 rys. 8. makrostruktura odlewu w miejscu usunięcia wady powierzchniowej metodą napawania z podgrzaniem wstępnym do temperatury 300oc (a) oraz postać grafitu w napoinie, pow. 500x (b). twardość na powierzchni napoiny hv30 = 239 fig. 8. macrostructure of cast in the place of defect remove using the surfacing method and preheated up to 300oc (a) and the form of graphite in the padding weld, magn. 500x (b). hardness of the surface of padding weld is hv30 = 239 skanych napoin ma napawane podłoże. niepowodzeniem zakończyły się próby usuwania wad odlewów żeliwnych o niskiej czystości metalurgicznej. dotyczyło to np. prób napawania naddatków technologicznych (nadlewów), gdzie duża ilość gazów zawartych w napawanym podłożu powodowała burzenie się ciekłego metalu w jeziorku spawalniczym. w napoinach występowały wady w postaci porów i pęcherzy oraz zauważono tendencję do oddzielania się napoin od napawanego podłoża. typowy wynik naprawy odlewu żeliwnego o grubości ścianki 25 mm z podgrzaniem wstępnym do 300oc, przedstawiono na rysunku 8. podgrzanie wstępne ułatwiało formowanie napoin w podolnej pozycji napawania, jednak w niektórych przypadkach, towarzyszący podgrzaniu wysoki stopień wymieszania stopiwa z podłożem, wpływał niekorzystnie na strukturę i twardość napoin. podsumowanie próby napawania otulonymi elektrodami rurkowymi wykazały, że składnikiem istotnie wpływającym na właściwości spawalnicze i właściwości napoin wykonanych otulonymi elektrodami rurkowymi jest grafit. wraz ze wzrostem jego ilości w proszkowym rdzeniu elektrod pogarszają się ich właściwości spawalnicze (rys. 5a). zmieniając ilość i proporcje między zawartością grafitu i krzemu w proszkowych rdzeniach elektrod, można uzyskać napoiny różniące się znacznie ilością i kształtem wydzielonego grafitu. napoiny wykonane elektrodami z różną zawartością krzemu i grafitu miały strukturę żeliwa połowicznego, a twardość ich zmieniała się w zakresie 290÷724 hv30 (rys. 2). stwierdzono, że z występowaniem grafitu kulkowego wiąże się zwykle krzepnięcie osnowy napoiny w układzie metastabilnym i znaczne utwardzenie napoin (rys. 2c). nie powiodły się próby wprowadzenia do ciekłego metalu jeziorka spawalniczego modyfikatora grafityzującego w postaci fe-ca-si. modyfikatory swą skuteczność w żeliwie wykazują przy śladowych zawartościach. w warunkach napawania otulonymi elektrodami rurkowymi trudno było precyzyjnie ustalić zawartości modyfikatora dostosowane do składu chemicznego ciekłego jeziorka żeliwa. w przeprowadzonych próbach zawartość wapnia była zbyt wysoka, a wpływa on na właściwości żeliwa jak zwykły składnik stopowy. doprowadziło to do pogorszenia właściwości napoin (rys. 3). znacznie łatwiejsze i praktyczniejsze jest wprowadzenie do jeziorka ciekłego metalu heterogenicznych zarodków grafityzacji. stosowane w badaniach materiały wykazywały różną skuteczność oddziaływania jako zarodki grafityzacji. część z nich pogarszała właściwości napoin. pozostałe korzystnie wpływały na postać i ilość wydzielonego w napoinach grafitu (rys. 4). ważnym czynnikiem wpływającym na właściwości spawalnicze elektrod oraz przebieg grafityzacji i twardość napoin wykonanych otulonymi elektrodami rurkowymi okazało się napięcie powierzchniowe ciekłego metalu jeziorka spawalniczego. na wartość napięcia powierzchniowego ciekłego metalu można wpływać zarówno przez zmiany składu chemicznego proszkowego rdzenia elektrody otuliny, jak i przez zastosowanie specjalnych atmosfer gazowych, w których odbywa się napawanie elektrodami rurkowymi bez otulin. istotny wpływ na właściwości elektrod wywierały również stosowane w badaniach otuliny. gorszymi właściwościami spawalniczymi charakteryzowały się elektrody z otuliną rutylową. napoiny wykonane tymi elektrodami wykazywały skłonność do porowatości. niewielka porowatość w napoinach wykonanych elektrodami zasadowymi występowała sporadycznie (rys. 5d). stosunkowo niewielkiej grubości otuliny zasadowe skutecznie chroniły ciekły metal przed dostępem atmosfery. napawanie otulonymi elektrodami rurkowymi bez otuliny w atmosferze powietrza ze względu na znaczną porowatość i utwardzenie napoin było niemożliwe (rys. 5b, 6b). skład chemiczny zastosowanych w badaniach otulin zasadowych wpływał również znacznie na strukturę i twardość napoin wykonanych otulonymi elektrodami rurkowymi (rys. 6). napawanie otulonymi elektrodami rurkowymi grubościennych elementów żeliwnych bez podgrzania wstępnego prowadzi do utwardzenia swc związanego z tworzeniem wąskiej strefy zabielonej i hartowaniem. maksymalna twardość swc osiąga wartości rzędu 700 hv1. szerokość strefy o maksymalnej twardości jest niewielka i jeżeli napoina ma odpowiednią strukturę i niską twardość, w obszarze napawanym nie pojawiają się pęknięcia. obniżenie grubości ścianki odlewów żeliwnych napawanych na zimno wpływa korzystnie na twardość swc i napoin (rys. 7). 66 przegląd spawalnictwa 10/2011 wnioski korzystną strukturę i właściwości napoin żeliwnych wykonanych bez podgrzania wstępnego uzyskać można podwyższając zdolności do grafityzacji metalu jeziorka spawalniczego przez: – właściwy dobór ilości i proporcji między podstawowymi składnikami stopowymi żeliwa sprzyjającymi grafityzacji, – wprowadzenie do jeziorka ciekłego metalu heterogenicznych zarodków grafityzacji, – zastosowanie środków obniżających napięcie powierzchniowe ciekłego metalu. elektrody rurkowe pozwalają na uzyskanie w czasie napawania łukowego żeliwa szarego bez podgrzania wstępnego – pozbawionych wad napoin o strukturze i właściwościach zbliżonych do właściwości napawanego podłoża. literatura [1] klimpel a.: napawanie naprawcze odlewów żeliwnych. przegląd spawalnictwa, 2-3/2002. [2] podrzucki c., kalata c.: metalurgia i odlewnictwo żeliwa. „śląsk”, katowice 1978. [3] poradnik inżyniera, odlewnictwo. wnt, warszawa 1986. [4] sprawocznik, svarka w maszinostrojenii, t. 4. maszinostrojenie, moskwa 1978. [5] ciszewski g.: własności wytrzymałościowe i plastyczne złączy otrzymanych w wyniku spawania żeliwa z grafitem płatkowym i sferoidalnym z zastosowaniem elektrod prętowych. biuletyn instytutu spawalnictwa, 2/1996. [6] klimpel a., gruszczyk a., luksa k., szymański a.: otulone elektrody rurkowe do napawania. przegląd spawalnictwa, 4/1995. [7] menown d.: chromium carbide: welding against wear. welding and metal fabrication, 7-8/1984. [8] patent rp nr 202157, elektroda otulona rurkowa do napawania żeliwa. [9] zgłoszenie patentowe p385396, rdzeń proszkowy elektrod rurkowych i drutów proszkowych do spawania i napawania żeliwa. firma faro technologies inc., światowy dostawca przenośnych systemów pomiarowych oraz rozwiązań do obróbki obrazu, wprowadziła na rynek zaawansowane i nowoczesne ramię pomiarowe faro edge oraz najnowszej generacji głowicę skanującą laser line probe. faro edge jest przenośnym ramieniem pomiarowym, które umożliwia weryfikację jakości wyrobów przez wykonywanie kontroli, certyfikacji narzędzi, analiz porównawczych części z plikami konstrukcyjnymi (cad-to-part) oraz inżynierii odwrotnej przy użyciu głowic pomiarowych i bezstykowego skanowania laserowego. faro edge pozwala udoskonalić procesy produkcji, kontroli jakości i inżynierii odwrotnej dzięki szybkiemu weryfikowaniu lub skanowaniu części z zachowaniem dużej pewności i dokładności. nowe ramię pomiarowe zwiększa również komfort obsługi, ponieważ jest bardziej wydajne, przenośne i niezawodne. nowe ramię pomiarowe faro edge udostępnia pierwszy w historii osobisty asystent pomiarowy. dzięki wbudowanemu ekranowi dotykowemu i systemowi operacyjnemu stanowi rewolucję na obszarze przenośnych urządzeń pomiarowych, umożliwiając niezależne prowadzenie podstawowych pomiarów. do wykonywania szybkich, prostych kontroli wymiarów nie potrzeba już laptopa, a działanie systemu można zoptymalizować przy użyciu wbudowanych procedur diagnostycznych. ramię edge, dostępne w trzech wielkościach roboczych i konfiguracji 7-osiowej, sprawdza się jako przenośne urządzenie pomiarowe, eliminując konieczność ustalania długości odpowiedniej dla danego zlecenia. siedem osi obrotu gwarantuje maksymalną elastyczność obsługi urządzenia. dodatkowe obszary usprawnień udoskonalone możliwości połączeń – bluetooth, wifi, usb i ethernet; możliwość zarządzania wieloma urządzeniami za pośrednictwem sieci. technologia inteligentnych czujników – udoskonalone czujniki ostrzegają przed nadmiernym obciążeniem, wprowadzają poprawki uwzględniające zmiany temperatury i wykrywają możliwe problemy z konfiguracją. ergonomia – lepszy rozkład masy i równowaga zmniejszają naprężenia i ułatwiają obsługę. opatentowana wewnętrzna przeciwwaga zapewnia wygodne, bezstresowe użytkowanie. port wielofunkcyjny – łatwa wymiana akcesoriów, specjalny uchwyt ułatwiający wymianę, rozszerzalność. najnowsza głowica skanująca faro laser line probe umożliwia wykonywanie pomiarów bezstykowych. szerszy pasek laserowy znacznie zwiększa zasięg skanowania bez szkody dla dokładności, a dzięki zmiennej szybkości rejestrowania można uzyskiwać ponad 45.tys. punktów na sekundę z zachowaniem wyjątkowej prędkości i rozdzielczości skanowanych obiektów. dzięki wielofunkcyjnemu, szybkiemu w obsłudze portowi ramienia edge, głowica skanująca llp integruje się z urządzeniem, stając się od razu jego częścią. mniejsza masa, kompaktowe wymiary i dyskretny wygląd powodują, że klient faro otrzymuje ręczny system do skanowania laserowego, cechujący się wysoką efektywnością. faro wprowadza najbardziej innowacyjne na świecie ramię pomiarowe: faro edge nowości techniczne ps 4 2018 www.pdf 4 przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 sensory wspomagające zrobotyzowane spawanie   elementów wielkogabarytowych i spoin wielościegowych   sensors supporting the large-size structure robotic welding and multipass welding process inż. mirosław nowak (iwe); mgr inż. jacek buchowski, mgr inż. daniel wiśniewski (iwe) – technika spawalnicza. autor korespondencyjny/corresponding author: miroslaw.nowak@techspaw.com.pl streszczenie w artykule przedstawiono narzędzia programistyczne, a szczególnie różne typy sensorów wspomagających zrobotyzowane spawanie elementów wielkogabarytowych. słowa kluczowe: sensor dotyku; sensor łuku; sensor laserowy; system wizyjny abstract this article present software tools and especially different types of sensors which support large-size structure robotic welding process. keywords:  touch sensor; arc sensor; laser sensor; vision system wstęp wśród robotów przemysłowych bardzo ważną grupę stanowią roboty przeznaczone do procesów spawalniczych. szacuje się, że stanowią ok. 10÷20% wszystkich przemysłowych zastosowań robotów. najpowszechniej robotyzacja stosowana jest w procesach spawania elektrodą topliwą w osłonie gazu (mig/mag) w produkcji wielkoseryjnej [1]. w grupie robotów spawalniczych do spawania metodami mig/mag znaczącą pozycję zajmuje spawanie elementów wielkogabarytowych ze spoinami wielościegowymi [2] (rys. 1). w celu umożliwienia spawania złączy ze spoinami wielościegowymi producenci robotów spawalniczych opracowali szeroką gamę sensorów. w niniejszym artykule omówiono sensory w oparciu o rozwiązania firmy panasonic. nowy sensor dotyku [3] najnowsza wersja sensora dotyku firmy panasonic dedykowana jest specjalnie do aplikacji zrobotyzowanych, w których zachodzi potrzeba użycia dużej ilości punktów szukania przesunięć elementu spawanego. software niniej szego sensora zawiera bibliotekę z bogatą gamą ruchów robota zarówno względem układu narzędzia, jak i układu globalnego. po wstawieniu komendy z odpowiednim kierunkiem ruchu ramię robota zaczyna wykonywać operację szukania do momentu wykrycia detalu. w chwili dotknięcia ramię jest automatycznie zatrzymywane, a punkt z aktualną pozycją zapisywany. na rysunkach 2a i 2b przedstawiono fragment programu zawierający kompletną sekwencję szukania; mirosław nowak, jacek buchowski, daniel wiśniewski przeglad welding technology review rys. 1.  zrobotyzowane stanowisko do spawania elementów wielkogabarytowych fig. 1. robotic system for welding large-size structures rys. 2a. zasada działania nowego sensora dotyku z automatyczną detekcją punktu styku fig. 2a. the principle of operation of touch sensor with automatic detection of contact point doi:.http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v90i4 .872 5przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 rys. 4. rodzaje ruchu standardowego sensora dotyku fig. 4. movement type of standard touch sensor punkt początkowy operacji szukania p2, następnie komendę sls tch 14, która zawiera informację o kierunku szukania oraz punkt p3 automatycznie dodany przez algorytm sensora dotyku. takie rozwiązanie znacznie przyspiesza pisanie programu z wykorzystaniem rzeczywistego stanowiska zrobotyzowanego. dodatkowo dla polepszenia przejrzystości kodu programu wprowadzono numerację zapisanych przesunięć. w przy kładzie na rysunku 3 dodano do punktu spawania p13 wartość przesunięcia nr 40. sama wartość przesunięcia została utworzona trzy linijki wcześniej w komendzie sls tch 40. sensor dotyku dla blach ukosowanych   – groove touch sensor function [3] wersja rozszerzona sensora umożliwia dodatkowo wykrywanie ukosowania. pozwala to na dokładne zlokalizowanie złącza i określenie wielkości rowka spawalniczego (rys. 5). pomiar odbywa się poprzez dotknięcie drutem charakterystycznych punktów detalu. aby pomiar był jak najbardziej dokładny drut podczas pomiaru blokowany jest za pomocą siłownika pneumatycznego w specjalnie skonstruowanym uchwycie spawalniczym (rys. 6)[4]. firma technika spawalnicza w budowanych systemach zrobotyzowanych stosuje uchwyty spawalnicze z pneumatycznym dociskiem drutu w oparciu o rozwiązania firmy dinse lub panasonic. w rozwiązaniu firmy panasonic dodatkowo zainstalowano siłowniki w podajniku drutu, które dociskają rolki tak, aby drut się nie przemieszczał [3]. rys. 2b. fragment programu z sekwencją nowego sensora dotyku fig. 2b. part of program code with new touch sensor sequence rys. 3. przykładowa numeracja przesunięć sensora dotyku fig. 3. example numeration of touch sensor shift rys. 5. sekwencja ruchu rozszerzonego sensora dotyku dla blach ukosowanych fig. 5. movement sequence of extended touch sensor for beveled plates sensor dotyku standardowy  – touch sensor function [3] ten sensor zawiera podstawowe biblioteki ruchu ramienia robota (rys. 4) wykrywające detal spawany. mamy możliwość poruszania się w układzie robota x+,x-,y+,y-,z+,zoraz układzie narzędzia t+,t(kierunek rzutowany na płaszczyznę x,y robota), tp+, tp(prostopadłe do t+ i t-), tf (kierunek wzdłuż osi narzędzia – drutu spawalniczego), tv+,tv(kierunek prostopadły do osi narzędzia). 6 przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 funkcja thick plate – programowanie spoin wielościegowych [3] istnieją dwa sposoby programowania spoin wielościegowych. pierwsza, standardowa zakłada napisanie każdego ściegu osobno, druga zakłada użycie specjalnych funkcji generujących ściegi automatycznie. w tym celu firma panasonic opracowała innowacyjny software thick plate. ideą tego rozwiązania jest napisanie przez programistę jedynie pierwszego ściegu, na podstawie którego automatycznie tworzone są kolejne. algorytm ten uwzględnia zmianę kąta palnika i jego przesunięcie w kolejnych ściegach (rys. 7). thick plate umożliwia również spawanie złącza o nierównomiernej szerokości rowka spawalniczego. częstotliwość ruchu oscylacyjnego dopasowuje się wówczas do zmiennej szerokości złącza (rys. 8). sensor łuku – arc sensor function [3] wykorzystanie sensora łuku na stałe powiązane jest z ru chem oscylacyjnym palnika wykonywanym podczas spawania pomiędzy dwoma elementami. robot w tym czasie dokonuje pomiaru wartości natężenia prądu oraz napięcia łuku. jeżeli elementy są przesunięte względem pierwotnej trajektorii ruchu ramienia robota, długość wolnego wylotu elektrody podczas wykonywania oscylacji wzrośnie, lub zmaleje w zależności od kierunku przesunięcia (rys. 9). w przypadku skrócenia łuku opór elektryczny zmaleje, co spowoduje zgodnie z poniższym wzorem wzrost wartości natężenia prądu [5]: i=u/r, (1) gdzie: i – wartość natężenia prądu u – napięcie elektryczne r – opór elektryczny natomiast jeżeli długość wolnego wylotu elektrody zostanie wydłużona, nastąpi sytuacja odwrotna. dużą zaletą sensora łuku jest możliwość jego pracy w trakcie trwania procesu np. gdy podczas spawania element pod wpływem naprężeń termicznych zaczyna się odkształcać, a tym samym trajektoria ruchu ramienia robota zaczyna się przesuwać. w takim przypadku robot na bieżąco koryguje ścieżkę poprzez pomiar natężenia prądu i utrzymuje środek oscylacji dokładnie w środku złącza. sensor łuku z powodzeniem możemy wykorzystać w złączach kątowych oraz doczołowych z fazowaniem. dla prawidłowej i stabilnej pracy zalecany jest prąd spawania co najmniej 200 a oraz zalecany łuk pulsacyjny. dlatego też znajduje on zastosowanie przy spajaniu elementów wielkogabarytowych, gdzie grubości blach są powyżej 3 mm odpowiednio dla złączy kątowych oraz powyżej 5 mm dla złączy doczołowych z fazowaniem. sensor łuku nie może być wykorzystany przy łączeniu cienkich blach (prąd spawania poniżej 200 a) oraz w złączach przylgowych lub doczołowych bez fazowania. w takich przypadkach nie jest możliwe wykonanie pomiaru ruchem oscylacyjnym. dlatego do wykrycia np. linii spoiny zakładkowej konieczne jest zastosowanie innego typu sensorów jak np. laserowego, opisanego poniżej. sensor laserowy – laser sensor function [3] w przypadku sensorów laserowych możemy mówić o wię kszej uniwersalności tych urządzeń, ponieważ znajdują zastosowanie zarówno w przypadku spawania elementów cienkościennych, jak i grubych. zwiększa to znaczenie zakres detekcji przy jednoczesnych zachowaniu dokładności wykrywania sięgającej 0,3 mm, gdy sensor zamocowany jest na ramieniu robota (dokładność robota 0,1 mm). zasada działania sensora (rys. 10) polega na emitowaniu wiązki laserowej, która po odbiciu od elementu badanego rys. 6.  uchwyt spawalniczy dinse z pneumatycznym dociskiem drutu spawalniczego fig. 6. dinse welding torch with pneumatic wire clamp rys. 7. okno z parametrami funkcji thick plate fig. 7. thick plate function parameters window rys. 8. złącze wąskie w początkowym odcinku, szerokie w końcowym odcinku fig. 8. narrow joint at first section, wide at the end 7przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 powraca do odbiornika (matryca cmos). w zależności od przesunięcia elementu badanego wiązka powracająca trafia w różne obszary odbiornika. dane te przeliczane są na wartości liczbowe odległości pomiędzy sensorem a detalem spawanym. w celu wyznaczenia referenecyjnej odległości sensora od detalu programista ustawia ramię robota na wzorcowym elemencie. po wejściu wiązki w zakres pracy sensora robot zatrzymuje się (obszar pomiędzy progiem a, a progiem b rys. 11). miejsce wejścia w zakres pracy określa położenie powierzchni badanej. programista ma możliwość wejść w zakres pracy z obszaru bliżej sensora przez próg a (odsuwając ramię robota od detalu) lub dalej od sensora przez próg b (przybliżając ramię robota do detalu). następnie, podczas wykonywania cyklu produkcyjnego robot z zamocowanym sensorem na ramieniu wykonuje ruch liniowy, zbliżając się lub oddalając od elementu spawanego w jednej z osi układu kartezjańskiego x, y lub z. ruch ten możemy wykonać rys. 9. sensor łuku – zasada działania fig. 9. arc sensor – principle of operations rys. 10. sensor laserowy – zasada działania fig. 10. laser sensor – principle of operations rys. 11. wykrywanie elementu sensorem laserowym fig. 11. finding element by laser sensor rys. 12. triangulacyjny system wizyjny z jedną linią laserową fig. 12. triangulation vision system with one laser line dla każdej z osi osobno, jeżeli przesunięcia elementu występują we wszystkich trzech kierunkach. po wejściu w zakres pracy sensora program przelicza wykryte przesunięcia i przesuwa linię spawania. referencyjnym punktem pomiarowym może być element niewykonany z metalu będący częścią detalu poza obszarem spawania np. część z tworzywa sztucznego lub element metalowy, który jest odizolowany elektrycznie. sensor laserowy sprawdza się również w wąskich przestrzeniach, gdzie utrudnione jest wykorzystanie sensora dotyku, a pomiar może odbyć się z odległości ponad 250 mm. podczas spawania elementów wielkogabarytowych częstym problemem jest czystość przygotowanych złączy. rdza lub zendra, która pokrywa elementy, nie pozwala na użycie sensora dotyku, a sensor łuku staje się niestabilny. do analizy przesunięć w takich warunkach doskonale sprawdza się sensor laserowy. laserowy system wizyjny [6] nowoczesny system wizyjny jest rozszerzeniem możliwości sensora laserowego. połączenie technologii oświetlania elementu spawanego wiązką laserową z jednoczesną analizą obrazu załamania tej wiązki poprzez kamerę cyfrową daje ogromne możliwości pomiarowe. oprócz danych dotyczących przesunięć liniowych rozpoznawane są charakterystyczne kształty złączy. w porównaniu do sensora laserowego, który jest bezpośrednio połączony z robotem, system wizyjny potrzebuje dodatkowej jednostki, zazwyczaj komputera pc przetwarzającego on-line wszystkie dane przesyłane do sterownika robota. najnowsze generacje systemów wizyjnych oparte są na systemie triangulacji i wykorzystaniu załamania linii laserowej na badanym detalu (rys. 12). kamera ccd lub cmos 8 przegląd  spawalnictwa vol. 90 4/2018 literatura [1] pfeifer t.: rozwój rynku robotów przemysłowych w polsce i na świecie, przegląd spawalnictwa 8/2011. [2] nowak m., buchowski j., wiśniewski d.: zrobotyzowane spawanie wielkogabarytowych elementów ze wspomaganiem programowania off-line, przegląd spawalnictwa nr 10/2013. wnioski  1. każdy sensor znajduje zastosowanie w określonych aplikacjach i złączach spawanych. 2. nie ma uniwersalnego sensora, który sprawdzi się we wszystkich warunkach. 3. dobór odpowiedniego sensora zależy głównie od doświadczenia integratora budującego system zrobotyzowany. to on widząc złożoność kształtu detalu i warunki jakościowe, które musi spełniać detal po spawaniu, dobiera odpowiedni osprzęt. 4. przy wykrywaniu prostych przesunięć wystarczające są sensory dotyku oraz łuku. są to stosunkowo tanie rozwiązania w porównaniu z laserowymi systemami wizyjnymi. 5. do analizy złożonych kształtów i wykrywania cech obiektów niezastąpione są laserowe systemy wizyjne. szeroki wachlarz funkcji pozwala na zastosowanie ich praktycznie w każdej aplikacji. [3] materiały własne firmy panasonic. [4] materiały własne firmy dinse. [5] ferenc k.: podręcznik spawania. zagadnienia ogólne, warszawa 2016. [6] www.arc-eye.com/en rys. 13. triangulacyjny laserowy system wizyjny z kołową wiązką skanującą [6] fig.  13. triangulation laser vision system with circular scanning beam [6] rys. 14. biblioteka złączy spawanych systemu arc-eye [6] fig. 14. a library of welding joints in arc-eye system [6] odczytywała obraz, a komputer analizował za pomocą dedykowanego oprogramowania zakrzywienia linii. dzięki takiej technologii można było stworzyć obraz trójwymiarowy, czyli przesunięcie x, y oraz z w układzie kartezjańskim podczas każdego próbkowania. dużą zaletą tego rozwiązania jest to, że nie jest podatne na otaczające światło rozproszone ze względu na zastosowanie wiązki laserowej. układ ten wyznacza również bardzo precyzyjnie wartość „głębokości”, czyli odległość od kamery do detalu mierzonego. jednak pomimo wielu zalet system ten ma kilka wad jak; wysoka czułość na odbicia wiązki przy badaniu elementów refleksyjnych oraz dostarczanie obrazu z małą ilością danych (załamanie jednej linii laserowej nie pozwoli np. na uzyskanie informacji o położeniu początku spoiny). nowa generacja triangulacyjnych laserowych systemów wizyjnych oparta jest na ruchu kołowym wiązki laserowej, czyli css (ang. circular.scanning. sensor). przy dużej prędkości wirowania daje obraz okręgu na detalu spawanym (rys. 13). załamania tego okręgu są analizowane przez dedykowany software zainstalowany na komputerze, a następnie przesłane do sterownika robota. tego typu metoda skanowania jest nieczuła na refleksy i z powodzeniem może być wykorzystana nawet przy badaniu stali nierdzewnej czy aluminium. w przypadku robotów spawalniczych firmy panasonic stosowany jest kompatybilny sprzętowo i programowo system wizyjny arc-eye css. szukanie ścieżki spawania może się odbywać zarówno przed procesem spawania, jak i w jego trakcie. programista piszący program ma do wyboru obszerną bibliotekę złączy spawanych i spoin (rys. 14). takie rozwiązanie znacznie przyspiesza pracę. w spoinach wielościegowych system arc-eye css wykorzystywany jest do analizy pierwszego ściegu. posiada funkcje programowe do znajdowania oraz analizy rowka spawalniczego w złączach doczołowych oraz kątowych z ukosowaniem blach. wykrywa nie tylko środek złącza, ale również jego szerokość. pozwala to na dobór odpowiedniej częstotliwości oraz amplitudy ruchu zakosowego. dlatego z powodzeniem może być wykorzystany w aplikacjach zrobotyzowanych do produkcji elementów wielkogabarytowych. sensor ten jest nieczuły na zabrudzenia elementów, a w przypadku stali o błyszczącej powierzchni jest nieczuły na refleksy. dodatkowo w przypadku spawania miejsc trudnodostępnych głowicę skanującą po wykonaniu pomiaru można automatycznie odłożyć do stacji zmiany narzędzi, a po wykonaniu procesu spawania pobrać ją ponownie. 3welding technology review vol. 90 11/2018 study of the thermally sprayed zn coatings in the context of use in special purpose articles dr inż. mariusz bober – warsaw university of technology; mgr inż. rafał milczarek, mgr inż. marek żubrowski – pit-radwar; mgr inż. wojciech sokołowski – messer eutectic castolin corresponding author: mbober@wip.pw.edu.pl introduction products for special purpose, e.g. military vehicles must meet specific requirements, much more restrictive than civilian vehicles. tanks, rocket launchers, radars, as well as transport vehicles must meet the high endurance requirements to which they may be exposed during exploitation and military operations, while ensuring the safety of people inside and at the same time be fully reliable. the strength requirements are: static, dynamic and fatigue loads that affect a given product, but also atmospheric factors. the military vehicle must be able to work in a hot and dry desert, during very low temperatures as well as on a salty and humid wharf. in addition, military vehicles due to their features, such as high mechanical strength, specialized equipment, or modern software become very expensive, that is why a long service durability is required from them. it is obtained by selecting the elements with the highest reliability coefficient. there is also the issue of long-term resistance to atmospheric factors. this task is not easy to accomplish. a difficult condition to meet is to provide resistance to the salt fog that occurs over the seas and oceans. the salty fog occurring over salt water reservoirs is one of the most aggressive atmospheric factors that a vehicle can encounter. in order to protect the interior of the vehicle from the action of salt mist, dust and other environmental factors, various types of seals are used. however, external elements that are directly exposed mariusz bober, rafał milczarek, marek żubrowski, wojciech sokołowski to these factors are made of materials resistant to corrosion or protected by protective coatings. these coatings must also be resistant to atmospheric conditions and meet the requirements of electromagnetic compatibility, i.e. they must not interfere with the operation of other devices and must be resistant to external interference. for a protective coating, this means providing a constant electrical potential over the entire surface, and therefore a low coating resistance. the aim of the work was to test resistance to atmospheric factors and selected functional properties of flamesprayed zinc coatings in the context of their use in products for military use. materials and devices used on the basis of literature analysis [1÷3] and previous research of various coating materials [4], a material with the trade name of rototec lt 29230 from messer eutectic castolin was selected. according to the manufacturer’s data, this material is in the form of a spherical powder, with a granularity in the range of 36÷106 μm and contains 99.8% of zinc [5]. it is used for the production of coatings with high corrosion resistance. s355j2 steel was used as the base material. the chemical composition of this steel is shown in table i. for the tests, keywords: flame spraying; zn coating; study of thermally sprayed coatings doi: http://dx.doi.org/10.26628/wtr.v90i11.971 abstract the paper presents the results of operational tests of thermal sprayed zinc coatings of various thicknesses on non-alloy steel substrates. the resistance of coatings to: variable temperature cycles, increased ambient humidity, salt fog as well as the electrical resistance of the coating and its adhesion to the steel substrate were tested. it has been shown that zn coatings has a high corrosion resistance in various atmospheric conditions and have satisfactory properties so they can be protective layers of machine parts used in the armaments industry. 4 welding technology review vol. 90 11/2018 fig. 1. view of samples after the spraying process with different coating thickness: a) 0.5 mm, b) 0.75 mm, c) 1 mm. darker side (right) coated with rotoguard table i. the chemical composition of s355j2 steel according en 100025-2:2007 [6] samples with dimensions of 50 x 450 mm and 150 x 110 mm were cut out from a 6 mm thick sheet metal. prior to spraying, the surface of the substrates was subjected to abrasi ve blasting using glass abrasive material. after machining, the steel substrates were cleaned with compressed air, and just before being sprayed, heated to a temperature of about 80 °c to remove moisture [3]. in products as precise as military equipment, deformations of the material resulting from the interaction of the heat source in the spraying process are unacceptable. in con trast, the thickness of the modified elements is in a wide range – from thin to very thick. in connection with the above, a powder flame spraying was used to apply the coatings. in addition, due to the low temperature of the process, there are also no structural changes and the base material retains its mechanical properties. the spraying process was carried out using castodyn ds 8000 torch from messer eutectic castolin. the working gas used for the spraying process was acetylene and subsidiary, to give the proper energy to the molten particles was compressed air. the following process parameters are used: acetylene pressure 0.7 bar, oxygen pressure 4 bar, air pressure 3 bar and the distance of the nozzle from the welded surface was 250 mm. coatings of zinc powder were applied to suitably prepared steel substrates with a thickness of: 0.5, 0.75 and 1 mm. in addition, a special rotoguard substance from messer eutectic castolin dedicated to the sealing of sprayed coatings was applied to the half of the surface of each coating. examinations of the coatings macro and microscopic examinations figure 1 shows the view of coatings after the spraying process. the darker side of the coatings is additionally covered with a sealing rotoguard substance. figure 2 shows the microstructure of the zinc coating on a non-alloy steel substrate. the continuous boundary between the coating and the steel substrate free from welding incompatibilities is visible. the coating has a layered structure characteristic of thermal spraying processes. also few particles of zn powder and porosity are visible. climatic research for the sprayed samples a series of climatic tests was carried out based on the defensive standard no-06-a107:2005 [6]. these tests were aimed at simulating the conditions that a product with a military destiny might come across. simulations concerned both the impact of temperature changes and atmospheric conditions, i.e. increased humidity and salt fog. cycles of variable temperature the study of the influence of temperature changes was carried out in the climate chamber acs uy 1200 vt. the tem perature range that the chamber can generate is from -30 °c to +100 °c, and the range of air humidity from 10 to 95%. the samples were placed in a climate chamber and subjected to three cycles of temperature change in the range from -30 °c to +65 °c. the temperature changes took place at a heating element c mn si p s cr ni al cu content [%] 0.2 1.5 0.2÷0.5 max 0.04 max 0.04 max 0.3 max 0.3 max 0.02 max 0.03 fig. 2. the microstructure of the zinc coating rate of approx. 2 °c/min and cooling of approx. 1 °c/min. in addition, each time after reaching the extreme temperature, they were kept in it for 3 hours. after the temperature cycles were completed, the samples were visually inspected (fig. 3). these studies were carried out with an unaided eye. based on these observations, no changes in coatings or corrosion focals were found. cycles of increased humidity in the same climatic chamber samples were exposed to increased ambient humidity. for these loads, the samples were subjected to a more complex process, which consisted of: – ten 24-hour cycles in relative humidity of approx. 95%, each cycle containing: a) b) c) 5welding technology review vol. 90 11/2018 fig. 3. appearance of the sample with a coating thickness of 1 mm after testing at cyclically varying temperature fig. 4. the appearance of the samples with a thickness of 0.5 mm (a), 0.75 mm (b) and 1 mm (c) after testing at elevated humidity climate tests have demonstrated the high resistance of zinc coatings to various atmospheric factors. however, the effect of sealing the coating with rotoguard substance against corrosion resistance was not observed. measurement of adhesion of coatings to the substrate the adhesion measurement of sprayed coatings was determined using the peeling method based on the pn-en 582:1996 standard [10]. in this method the adhesion of the coating is determined as the result of the quotient of the maximum force used in the sample and the cross-sectional area of force. the standard recommends the execution of min. 3 attempts, and the increase in force should not be greater than 1000 n/s. to make the measurements of the adhesion of coatings, punches with a diameter of 20 mm were used. before the experiment, the surfaces of the punches were properly prepared by abrasive blasting, and then degreased together with the samples of the coatings. based on preliminary tests [4], a two-component soudal adhesive – epoxy extra strong was selected. the punches were glued at equal intervals of 3 pieces on each of the samples. adhesion measurement was made using the elcometer 510t device. the test results (fig. 6) show that the adhesion of the zinc sprayed layers to the substrate decreases as the coating thickness increases. this may result from an increase in the state of stress resulting from different properties of the coating and substrate materials [2,11]. the literature data show that the adhesion of zinc coatings applied with the arc method is on a similar level [2], as well as ceramic coatings also sprayed with castodyn ds 8000 burner [12]. in contrast, the use of a sealing substance has significantly improved the adhesion of the coatings to the substrate. in all of the tests carried out, destruction of the joint along the coating-steel interface was observed (fig. 7). • slow heating of the chamber to the temperature of 40±2 °c and maintaining this temperature for a period of 12 hours counted from the beginning of the cycle; • gradual cooling of the chamber to a temperature of 25±2 °c and maintaining this value until the end of the cycle; – 120 hours without a break at 93±3% humidity and at a tem perature of 40±2 °c. after the tests, a visual assessment was made and minor corrosion focals were observed on the steel substrate (fig. 4). on the other hand, coatings did not show corrosion focals on any of the samples. examination of the influence of salt fog the last climate test was to check the total resistance to the effects of salt mist. this test was carried out in the corrosion test chamber according to iso 9227:2017 [8]. the chamber simulated the conditions that are found on the salt sea, such as high humidity and salinity. the corrosion test was also carried out according to the no-06-a107-2005 standard parameters: – duration of the test: 168 h = 168 cycles; – corrosive cycle, 1 hour: 15 minutes of spraying brine + + 45 minutes of holding; – brine concentration: 3% (30 g nacl per liter of demineralised water); – brine density: ρ = 1,017 g/cm2; – exposure temperature: 35 °c (during spraying and holding without spraying). after the salt fog resistance test, the samples were rinsed in lukewarm water and dried. the appearance of the sample after the corrosion test is shown in figure 5. a white coating of salts on the coatings is visible, but no corrosive focals were observed. in turn, the base material (s355j2 steel) has been significantly damaged in corrosion. in the paper [9] similar results of resistance of zinc coatings to aggressive atmospheric agents were obtained. fig. 5. the appearance of sprayed coatings with a thickness of 0.5 mm (a), 0.75 mm (b) and 1 mm (c) after the test of resistance to salt spray a) b) c) a) b) c) fig. 6. the results of measurement of the adhesion of the sprayed zinc coating to the steel substrate a dh es io n of th e co at in g [m p a] without sealing with sealing 6 welding technology review vol. 90 11/2018 research on electrical resistance of coatings the transition resistance is a parameter that indicates the resistance of the current flow through the contact point of the two conductive elements. the transition resistance depends on several factors: – own resistance of both elements; – the shape of the contact area; – layers that are found on the contact surfaces. in the sprayed coatings, the resistance of transition between the coating and the substrate was tested. this is important for ensuring electromagnetic compatibility and massification of the elements on special vehicles. thus, it is desirable to obtain the lowest possible transition resistance value, which will indicate good conductivity of the coating and its tight adhesion to the substrate. this parameter was measured using a sonel meter, model mmr-600. it is characterized by a resistance measurement range from 1 μω to 200 ω, for a current intensity from 0.1 ma to 10 a, with a measurement error of ±0.25%. the measurement was made at a distance of 50 and 100 mm from the point of application of the test voltage. the tests showed that the application of the sealing substance did not significantly affect the resistance of the layers (fig. 8). the differences in coating resistances are insignificant. in contrast, figure 9 shows the result of resistance measurements of coatings of different thickness before and after climate tests. the measurement distance fig. 7. adhesive nature of the destruction of the connection between the substrate and the coating fig. 8. resistance of zn sprayed coatings with and without sealing agent fig. 9. the results of electrical resistance measurements of coatings was 50 mm. the data shows that as the coating thickness increases, the resistance increases. increased resistance of coatings after climate tests was also demonstrated. this effect resulted not from the degradation of the coating but from the fact that the coating was covered with a thin layer of salt. this layer insulated the current flow sufficiently, that in some cases the resistance measurement was impossible or subjected to a large error. conclusions the following conclusions can be drawn on the basis of the conducted research: – the tests carried out confirm that zinc coatings show very high resistance to corrosion in variable temperature, high humidity and salt fog conditions. the application of rotoguard sealing substance does not affect the corrosion resistance of the coatings. – there is a tendency to reduce the adhesion of zinc coatings to the substrate as their thickness increases. a significant increase in adhesion was obtained by applying a rotoguard sealing substance to the coating. – the electrical resistance of the sprayed coatings is relatively low and increases with increasing thickness of the layers. – coatings after climatic tests show greater electrical resistance due to the presence of a thin nacl film covering the sprayed layer. – the use of rotoguard sealing substance has no significant effect on increasing the electrical resistance of coatings. c oa ti ng re si st an ce [µ ω ] distance of the measurement [mm] 50 100 zn coating with sealing zn coating c oa ti ng re si st an ce [µ ω ] coating thickness [mm] after climate testsafter spraying 7welding technology review vol. 90 11/2018 references [1] m.h. mathabatha, a.p.i. popoola, o.p. oladijo, residual stresses and corrosion performance of plasma sprayed zinc-based alloy coating on mild steel substrate, surface and coatings technology (2017), vol. 318, 293-298. [2] t. chmielewski, d. golański, j. bazela, g. gontarz, badania właściwości powłok zn i al natryskiwanych łukowo na stal s235jr, welding technology review (2014), vol. 86(2), 7-13. [3] a. klimpel, technologie napawania i natryskiwania cieplnego, wydawnictwo politechniki śląskiej, gliwice (1999). [4] r. milczarek, badania powłok natryskiwanych cieplnie w kontekście zastosowania do wyrobów o przeznaczeniu specjalnym, praca dyplomowa, zis pw, warszawa (2016). [5] materiały firmy castolin eutectic: https://www.castolin.com/pl-pl/. [6] pn-en 10025-2:2007 wyroby walcowane na gorąco ze stali konstrukcyjnych – część 2: warunki techniczne dostawy stali konstrukcyjnych niestopowych. [7] no-06-a107:2005 uzbrojenie i sprzęt wojskowy – ogólne wymagania techniczne, metody kontroli i badań – metody badań odporności całkowitej na działanie czynników środowiskowych. [8] pn-en iso 9227:2017-06 badania korozyjne w sztucznych atmosferach – badania w rozpylonej solance. [9] h. katayama, s. kuroda, long-term atmospheric corrosion properties of thermally sprayed zn, al and zn-al coatings exposed in a coastal area, corrosion science (2013), 76, 35-41. [10] pn-en 582:1996 natryskiwanie cieplne – określanie przyczepności metodą odrywania. [11] t. chmielewski, d. golański, g. gontarz, pomiar naprężeń własnych powłok metalicznych natryskiwanych termicznie, welding technology review (2011), vol. 83(12), 59-64. [12] a. czupryński, a. ozogowicz, analiza właściwości powłokowych barier cieplnych natryskiwanych płomieniowo, welding technology review (2014), vol. 86(12), 9-19. © 2019 by the authors. submitted for possible open access publication under the terms and conditions of the creative commons attribution (cc by) license (http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/). 201204_pspaw.pdf 3przegląd spawalnictwa 4/2012 anna pocica badania połączeń spawanych – lata dwudzieste lata trzydzieste xx w. (z teki jacka lassocińskiego) investigation of welded joints – twenties and thirties of xx (from jacek lassociński’s portfolio) dr inż. anna pocica – politechnika opolska. streszczenie w artykule przedstawiono metody badań połączeń spawanych stosowane w latach dwudziestych i trzydziestych ubiegłego wieku. skoncentrowano się na badaniach przemysłowych, gdyż miały one największe znaczenie przy określaniu poprawności wykonanych konstrukcji. abstract the paper presents the investigation of welded joints in the twenties and thirties of the last century. it has been focused on industrial test, since they had the greatest importance in determining the correctness of the executed construction. wstęp spawanie rozwinęło się w okresie, gdy metody badań laboratoryjnych i warsztatowych były już ogólnie znane [1]. badania laboratoryjne prowadzono dla celów naukowych, sprawdzenia jakości materiałów dodatkowych do spawania i kontroli kwalifikacji spawaczy [2]. obejmowały one próby wytrzymałości na rozciąganie, zginanie, ścinanie, skręcanie i obciążenia dynamiczne, a także badania metalograficzne [3÷14]. polskie przepisy dotyczące konstrukcji spawanych wymagały każdorazowo, przed przystąpieniem do wykonania konstrukcji, przeprowadzenia badań specjalnie obrobionych próbek. obróbka ta polegała na usunięciu zewnętrznej warstwy, w której występuje najwięcej porów [4]. badania spoin doczołowych i pachwinowych przeprowadzone przez prof. s. bryłę z politechniki lwowskiej, h. dustina z liege, a także w wolnym uniwersytecie w brukseli wykazały, że odkształcenie spoin doczołowych występuje dopiero z chwilą zerwania, przy czym uzyskane wyniki zdecydowanie przewyższały wytrzymałość materiału konstrukcyjnego. spoiny pachwinowe odkształcały się znacznie jeszcze przed zerwaniem, a ich wytrzymałość była mniejsza niż spoin doczołowych [4]. według przepisów wytrzymałość spoiny nie mogła być mniejsza niż 80% wytrzymałości materiału rodzimego i we wszystkich przypadkach warunek ten był spełniony. w urządzeniach pracujących pod ciśnieniem wytrzymałość na rozciąganie złącza powinna być równa lub nieco wyższa od wytrzymałości materiału rodzimego [16]. firmy chcące scharakteryzować spoiwo, niezależnie od jego przyszłego zastosowania, tzn. niezależnie od materiału rodzimego i metody spawania, wykonywały badania na spoiwie „sztucznym”, specjalnie przetopionym w warunkach niestosowanych w praktyce warsztatowej [12]. dla spoiw przeznaczonych do spawania elektrycznego stosowano tzw. próbę acros (rys. 1) [12]. rys. 1. próba acros [12] fig. 1. agros test [12] 4 przegląd spawalnictwa 4/2012 w próbie tej nakładano kilkanaście warstw na jedną stronę wyfrezowanej blachy, następnie frezowano materiał rodzimy i strefę przejściową z drugiej strony i w to miejsce nakładano ponownie kilkanaście warstw spoiwa. z powstałego bloku wycinano próbki do badań wytrzymałościowych. w podobny sposób uzyskiwano próbki z materiału nałożonego w kątownikach (rys. 2) [12]. dla stopiw do spawania acetylenowo-tlenowego wytyczne wykonania próbek opracował m.y. mercier. na krawędź blachy grubości 18÷20 mm nakładano szereg warstw spoiwa grubości 1 mm, z których powstawał blok o wymiarach pozwalających na wytoczenie próbki wytrzymałościowej (rys. 3) [12]. próba rozciągania stopiw do oceny wytrzymałości złącza spawanego miała znaczenie drugorzędne [15], gdyż na wytrzymałość stopiwa, oprócz składu chemicznego spoiwa, oddziaływał skład chemiczny materiału rodzimego, jego grubość, a także zastosowana metoda i parametry spawania [13]. na podstawie analizy wszystkich czynników wpływających na wytrzymałość stopiwa inż. p. tułacz, twórca m.in. złącza szynowego nazwanego jego nazwiskiem, wypowiedział się przeciw próbie rozciągania spoiwa „sztucznego” [14]. w przypadku badania wytrzymałości spoin na ścinanie, w przepisach międzynarodowych nie uwzględniano grubości spoiny. prof. s. bryła już w 1927 r. wykazał błąd w takim rozumowaniu i określił, że naprężenia dopuszczalne w spoinach pachwinowych były dla spoin cienkich większe niż dla spoin grubych [25]. swoje wyniki potwierdził, wykonując w laboratorium politechniki lwowskiej badania 220 próbek. kształ próbki przedstawiono na rysunku 4. pobrano je ze złączy spawanych elektrycznie o grubości 4÷20 mm i długości spoiny 80÷240 mm [8]. badania prowadzono w stałych warunkach, tj. przy jednostajnym wzroście obciążenia od 0,2 do 0,5 kg/(mm2·s). tak obszerne badania pozwoliły na wydanie w 1933 r. przepisów dotyczących projektowania i wykonywania konstrukcji stalowych [27]. przepisy te uwzględniały zmienność naprężeń dopuszczalnych dla spoin pachwinowych oraz zależność naprężeń od położenia spoiny, np. dla spoin sufitowych były one zmniejszone o 25%, dla spoin pachwinowych poprzecznych zwiększone o 10%, a dla spoin pachwinowych „wykonanych w kącie mniejszym od 60o” – zmniejszone o 25%. normy te określały również materiały stosowane do spawania i ich badania, sposób przygotowania i wykonania spawania, a także kontroli i odbioru konstrukcji spawanych [28]. badania wytrzymałościowe pozwalały określić podstawowe właściwości złączy spawanych, jednak dopiero badania metalograficzne wyjaśniają, dlaczego uzyskano takie, a nie inne wyniki. podobnie jak obecnie, badania metalograficzne obejmowały określenie makroi mikrostruktury materiałów. mimo że mikroskopia była już dobrze znana w prasie fachowej, niewiele było informacji na temat badań struktury złączy spawanych [3, 9, 17, 26]. badania struktury, wymagające przynajmniej częściowego zniszczenia wykonanej konstrukcji, miały istotne znaczenie przy opracowywaniu materiałów dodatkowych oraz metod spawania [21]. badania laboratoryjne, mimo że powszechnie stosowane i wymagane przez przepisy polskie i zagraniczne, tylko w wyjątkowych wypadkach przeprowadzano dla już wykonanych konstrukcji czy elementów. jakość połączeń spawanych kontrolowano, wykonując badania warsztatowe w miejscu spawania [1, 2]. rys. 2. próbka utworzona z metalu stopionej elektrody [12] fig. 2. sample made by the electrode metal [12] rys. 3. próbka ze spoiwa przy spawaniu acetylenowym [12] fig. 3. sample made by filler metal for acetylene welding [12] rys. 4. próbka do badań spoin pachwinowych [8] fig. 4. sample for testing [8] 5przegląd spawalnictwa 4/2012 badania te można było podzielić na 3 grupy [17, 18]: badania zewnętrzne spoiny i wnioskowanie z wyglądu zewnętrznego o jej wytrzymałości, w tym: – badania wyglądu zewnętrznego i kontrolowanie wymiarów, – badania wytrzymałości spoiny na podstawie twardości. badania wnętrza spoiny bez jej nacinania, w tym: – badania stetoskopem, – badania magnetograficzne (metoda roux), – badania elektryczne (metoda sperryego), – badania promieniami roentgena, – badania promieniami gamma. badania wnętrza spoiny przez jej lokalne nacięcie, w tym: – wycięcie doraźne dłutem, – wydrążenie miejscowe spoiny (sposobem schmucklera). badania zewnętrzne spoiny badania wyglądu zewnętrznego i kontrola wymiarów wymiary spoiny powinny odpowiadać obliczonym; wymiary większe podnoszą bowiem koszty wykonania, a mniejsze zmniejszają pewność połączenia. otrzymanie jednakowego przekroju spoiny na całej jej długości ułatwiało wytrasowanie krawędzi, tzn. wyznaczenie linii na łączonych elementach, do których należało dostosować grubość spoiny (rys. 5) [19]. do pomiaru grubości spoiny stosowano przyrząd schmucklera. przyrząd składał się z trzech linijek – dwóch prostopadłych do siebie i jednej pod kątem 45o (rys. 6). po ustawieniu nad spoiną i ustaleniu podziałek dokręcano śrubki wszystkich linijek i odczytywano wymiary. wszystkie linijki miały po dwie skale i dla spoin równobocznych wskazania na obu prostopadłych do siebie linijkach (skala i i ii) powinny być takie same. spoiny wklęsłe mierzono w skali iii, a wypukłe w skali iv na linijce ustawionej pod kątem 45o [19]. do pomiarów można było również stosować blaszki kwadratowe o ściętych narożach (rys. 7) [18]. badania wnętrza spoiny bez jej nacinania badania na podstawie twardości pomiar twardości metodą brinella umożliwiał określenie wytrzymałości na podstawie wzoru empirycznego r = 0,35 hb. według zimma współczynnik r/hb dla spoiny wynosił 0,26, a według badań polskich 0,32÷0,36 [20]. zależności te nie uwzględniały jednak wad wewnętrznych, obniżających właściwości. badania stetoskopem kontrolowanie jakości spoin za pomocą dźwięku wykonano za pomocą stetoskopu, stosowanego również przez lekarzy (rys. 8) [17, 18, 21]. po przyłożeniu stetoskopu do spoiny uderzano w nią młotkiem. porównanie dźwięków w różnych miejscach z dźwiękiem materiału rodzimego pozwalało określić najsłabsze miejsce. rys. 6. pomiar grubości spoiny: a) pachwinowej, b) doczołowej [19] fig. 6. the weld thickness testing: a) fillet weld, b) butt weld [19] rys. 7. blaszka do kontroli spoin [18] fig. 7. the plate for weld testing [18] rys. 8. badanie akustyczne spoiny [21] fig. 8. acoustic testing of welds [21] rys. 5. przyrząd do trasowania krawędzi spoiny [19] fig. 5. instrument for marking-off of weld [19] a) b) 6 przegląd spawalnictwa 4/2012 badania magnetograficzne badania wykorzystujące oddziaływanie strumienia magnetycznego opracował w 1927 r. a. roux – kierownik laboratorium la soudure autogene francase [21]. urządzenia do badań były tanie, więc metoda ta szybko się rozpowszechniła. do badań stosowano magnes lub elektromagnes w kształcie podkowy o odstępie biegunów 80÷100 mm (rys. 9) [17, 18]. podczas badań elektromagnes, zasilany z sieci, ustawiano prostopadle do spoiny, a na badaną powierzchnię rozpylano opiłki stalowe (rys. 10) [24]. pewną odmianą metody roux było badanie za pomocą pyłu magnetycznego. w metodzie tej przepuszczano przez element spawany prąd zmienny o dużym natężeniu. spoinę powlekano pyłem stalowym wymieszanym z olejem, co ułatwiało równomierne nałożenie oraz zmniejszało opory ruchu pyłu [22]. można było również wykonać badania magnetograficzne urządzeniem pracującym bez opiłków (rys. 11) [17, 18]. w metodzie tej, jeżeli w spoinie występują wady zmniejszające przenikalność magnetyczną, strumień magnetyczny wzbudzony elektromagnesem, przepływający przez badany przedmiot, rozdziela się i pojawia się na zewnątrz. cewka p, znajdująca się nad spoiną, poruszana jest w dwie strony, przecina rozdzielone linie pola magnetycznego, wskutek czego indukuje się w niej siła elektromotoryczna, którą mierzono galwanometrem. badania elektryczne badanie elektryczne polegało na mierzeniu oporu w odcinkach spoiny i na tej podstawie wnioskowano o jakości spoiny, bowiem odcinki zawierające wady wykazywały większy opór [18]. urządzenie do badań opracował e.a. sperry i było ono przeznaczone do badania szyn stalowych. po przeróbkach przyrząd dostosowano do badania spoin. przez badaną spoinę przepuszczano prąd stały, wytworzony z pomocniczego źródła prądu. wzdłuż spoiny przesuwały się trzy szczotki rozstawione w równej odległości od siebie i ciągle zetknięte z badaną powierzchnią (rys. 12) [17]. w przypadku spoiny bez wad napięcie między pierwszą i drugą szczotką było takie samo jak między drugą a trzecią. jeżeli napięcia były różne, to odcinek wskazujący większą różnicę potencjałów był gorszy niż sąsiadujący z nim drugi odcinek. z powodu niemożności uniknięcia wahań napięcia prądu głównego, zniekształcających wskazania, metoda ta miała bardzo ograniczone zastosowanie [18]. badania rentgenowskie odkryte w 1895 r. promienie, nazwane od nazwiska odkrywcy promieniami roentgena, znalazły początkowo bardzo szerokie zastosowanie w medycynie oraz w badaniach materiałów organicznych, a dopiero później do badań metali [23]. w przypadku połączeń spawanych maksymalna grubość blach poddanych badaniom wynosiła 10 mm, a ujawnione wady miały wielkość 2÷3% grubości spoiny [18]. przenośne urządzenie do badań składało się z lampy umieszczonej na statywie, dwóch agregatów rys. 9. ustawienie elektromagnesu [18] fig. 9. manget set-up [18] rys. 11. urządzenie do badań magnetograficznych spoin bez opiłków [18] fig. 11. device for magnetic testing of welds without swarf [18] rys. 12. urządzenie do elektrycznego badania spoin [18] fig. 12. device for electric testing of welds [18] rys. 10. stanowisko do badań magnetograficznych [24] fig. 10. magnetic testing of welds station [24] 7przegląd spawalnictwa 4/2012 prostowniczych, skrzynki sterującej, pompy chłodzącej, kabli wysokiego napięcia i przewodów chłodzących (rys. 13) [17, 18]. główną przeszkodą w rozpowszechnieniu się tej metody był znaczny koszt aparatów rentgenowskich, dochodzący w 1933 r. do 25 tys. zł, a także koszt samego badania wynoszący 20÷25 zł/godz. [18, 23]. badania promieniami gamma promienie gamma cechuje mniejsza długość fali i znacznie większa przenikliwość niż promienie rentgenowskie. właściwości te spowodowały, że zaczęto je stosować do badania spoin. urządzenie składało się z ampułki z pierwiastkiem radioaktywnym i kasety z filmem oraz blaszek ołowianych, spełniających rolę filtrów. badanie przebiegało podobnie jak w metodzie rentgenowskiej (rys. 14). czas naświetlania zależał od czasu połowicznego rozpadu substancji radioaktywnej, grubości badanego przedmiotu oraz jego odległości od źródła promieni [18]. ze względu na bardzo wysoką cenę radu, wykorzystywanego w tej metodzie, jej zastosowanie było ograniczone. rys. 13. przenośne urządzenie do badań rentgenowskich [18] fig. 13. transportable device for x-ray testing [18] rys. 14. zdjęcie wykonane przy zastosowaniu promieni gamma [18] fig. 14. the detail figure made by gamma rays [18] badania wnętrza spoiny przez jej lokalne nacięcie badania z wycięciem spoiny za pomocą dłuta pozwalały do pewnego stopnia zajrzeć w głąb spoiny, jednak uzyskane wyniki były niezadowalające. stosowano więc nawiercanie spoin frezem stożkowym aż do nasady spoiny (rys. 15) oraz wytrawianie uzyskanego otworu chlorkiem miedziawo-amonowym [18]. powierzchnia otworu była gładka i nieuzbrojonym okiem można było dostrzec takie wady spoiny, jak: przypalenia, pory, rysy, brak wtopienia oraz niedostateczne wtopienie u nasady spoiny. badania prowadzono w miejscach, w których spoina była najmniej narażona na naprężenia wewnętrzne. w przypadku nawiercania w innych miejscach, otwór po badaniu był zaspawany [17]. ze wszystkich omówionych metod określania wad w spoinach najbardziej uniwersalne i najdokładniejsze były badania prześwietleniowe – promieniami rentgenowskimi i promieniami gamma. również połączenie metody akustycznej z magnetograficzną pozwalało w krótkim czasie ocenić jakość spojenia z dokładnością do 95% [23]. jak widać z przedstawionego przeglądu metod badawczych, badanie spoin zaczęło się rozwijać w samodzielną gałąź wiedzy. podsumowanie przedstawione metody badań jakości złączy miały istotny wpływ na kontrolę właściwości użytkowych konstrukcji spawanych i późniejsze dopuszczenie ich do użytkowania. istotne jest to, że metody te, które zostały znacznie zmienione wskutek rozwoju techniki i technologii stosowania nowych materiałów konstrukcyjnych, spoiw itp., nadal są stosowane do określania jakości złączy. rys. 15. wydrążanie spoiny [18] fig. 15. hollowing of the weld [18] 8 przegląd spawalnictwa 4/2012 literatura [1] bryła s.: metody badania spoin. spawanie i cięcie metali 5/1938, s. 96-100. [2] bryła s.: badania jakości połączeń spawanych. przegląd techniczny 23/1934, s. 678-682. [3] anczyc s.: o strukturze i wadach połączeń stapianych. przegląd techniczny 25, 1911, s. 320-326. [4] poniż v.: żelazne konstrukcje spawane w świetle badań. czasopismo techniczne 18/1930, s. 333-339. [5] próby zginania. spawanie i cięcie metali 10/1929, s. 7-8. [6] zimm w.: wytrzymałość blach kotłowych spawanych płomieniem acetylenowo-tlenowym lub łukiem elektrycznym. spawanie i cięcie metali 8/1928, s. 2-7. [7] spawanie acetylenowo-tlenowe i elektryczne w zakładach b-ci sulzer w winterthur. spawanie i cięcie metali 12/1928, s. 2-5. [8] bryła s. wytrzymałość spoin bocznych na ścinanie. czasopismo techniczne 2/1933 s. 17-22. [9] obrębski j.: spawanie szyn w świetle badań wytrzymałościowych mikrograficznych. mechanik 11/1934, s. 240-244. [10] pszenicki a., szelągowski f.: badania pewnych połączeń spawanych. przegląd techniczny 20, 1935, s. 409-413. [11] pszenicki a., szelągowski f.: badania pewnych połączeń spawanych. przegląd techniczny 21, 1935, s. 429-431. [12] tułacz p.: zagadnienia badań wytrzymałościowych połączeń spawanych. spawanie i cięcie metali 2/1938, s. 30-33. [13] tułacz p.: zagadnienia badań wytrzymałościowych połączeń spawanych. spawanie i cięcie metali 3/1938, s. 53-55. [14] tułacz p.: zagadnienia badań wytrzymałościowych połączeń spawanych. spawanie i cięcie metali 4/1938, s. 74-77. [15] popiel m.a.: znaczenie wyników mechanicznych prób laboratoryjnych jako czynników oceny dla stosowania i zachowania się metali w praktyce. mechaniczna stacja doświadczalna politechniki lwowskiej 1937, s. 19. [16] poniż v.: spawanie w ustrojach pracujących pod ciśnieniem. odczyt wygłoszony na konferencji polsko-francuskiej w paryżu 23.05.1938, spawanie i cięcie metali 6/1938, s. 122-128. [17] bryła s.: badanie jakości połączeń spawanych. przegląd techniczny 24/1934, s. 702-707. [18] bryła s.: metody badania spoin. spawanie i cięcie metali 6/1938, s. 116-121. [19] przyrząd do pomiaru szwu spawanego. mechanika 21/1933, s. 43. [20] żukowski s.: zależność między twardością i wytrzymałością spoin. spawanie i cięcie metali 12/1933, s. 188-191. [21] tułacz p.: nowoczesne metody badań połączeń spawanych. oberschlesischer berg und hüttenmännischer verein, rocznik 69, zeszyt 4, 1930, s. 184-191. [22] bałas k.: kontrola wyrobów stalowych metodą elektromagnetyczną. przegląd elektrotechniczny 19/1938, s. 669-670. [23] nieświatowski s.: badanie połączeń spawanych promieniami roentgena. technik 9/1933, s. 381-389. [24] kontrola spoin za pomocą pola magnetycznego. spawanie i cięcie metali 4/1929, s. 51-53. [25] bryła s.: most żelazny spawany elektrycznie na rzece słudwi pod łowiczem. spawanie i cięcie metali 11/1929, s. 186-194. [26] dreher l.: wiadomości podstawowe z dziedziny metalografii żelaza i stali. spawanie i cięcie metali 4/1937, s. 75-78. [27] nowe polskie przepisy dotyczące spawanych konstrukcji stalowych. spawanie i cięcie metali 7/1933, s. 13. [28] monografia działalności naukowej stefana bryły. pwn, warszawa 1959, s. 69. 19welding technology review vol. 90 9/2018 evaluation of the properties and structure of nanocrystalline surface layers in relation to selected constructional materials resistant to abrasive wear dr hab. inż. jacek górka, prof. pśl; dr inż. artur czupryński; dr hab. inż. marcin adamiak, prof. pśl; mgr inż. adam kopyść – silesian university of technology, poland; corresponding author: jacek.gorka@polsl.pl introduction the current scientific, technical and economic issue is the problem of wear of machine parts caused by a decrease in working properties of the working surface. in most cases, wear mechanisms are very complex, they include many interrelated factors whose intensity of impact depends on the environment and working conditions. the variety of wear types leads to the specialization of construction materials in order to ensure the highest wear resistance of surface layers under specific operating conditions. one of the types of such materials are wear-resistant plates. the structure of the surface layer and its properties are the decisive elements on the durability of individual machine parts [1÷5]. for several years, there has been a dynamic progress of research on the development of new additional materials enabling the creation of layers characterized by unique properties and structure, different from the properties of the layers previously made. in particular, this applies to such material features as: hardness, resistance to impact loads and low coefficient of friction [5÷7]. the dynamic development of nanostructured materials predicts the increase in their application in welding technologies in the future. the different properties of materials with a na nostructured structure compared to steel mean that the use jacek górka, artur czupryński, marcin adamiak, adam kopyść of nanomaterials in surfacing technologies brings new possibilities. these nanomaterials are single or multi-phase polycrystals characterized by a microstructural grain size of 1x10-9 to 250x10-9 m. at the upper limit of this range, the term „very fine grain size” is used more often (grain size 250÷1000 nm). nano-crystalline materials are structurally characterized by a high volume share at the grain boundaries, which significantly changes their physical, chemical and mechanical pro perties in comparison to conventional coarse-grained materials, whose grain size is usually in the range of 10÷300 μm [8÷11]. the previous nanomaterials, which were used for nanostructured layers and coatings, showed many times higher resistance to wear compared to traditional steel materials. however, nanostructured materials do not have wide application in surfacing technologies due to high costs and continuous development of their production technology [12÷14]. own research the research was aimed at comparing the properties and structure of the fe-cr-nb-b nanocrystalline surface layers, abstract the present paper is the result of the investigations of the properties and structure of nanocrystalline layers deposited from iron-based nanoalloy on steel s355n substrate by manual metal arc welding method (mma) compared to selected abrasion-resistant construction materials currently used in industry. the resultant deposit welds were subjected to macro and microscopic metallographic examination. working properties of obtained nanocrystalline deposits weld compared to currently used materials were evaluated based on the hardness, abrasive wear of metal-to-mineral. the results of deposits weld working properties measurements were compared with property of wear resistant steel hardox 400 type used as reference material. keywords: abrasive wear; nanocrystalline layers; abrasion plates; deposit weld doi: http://dx.doi.org/10.26628/ps.v90i9.943 20 welding technology review vol. 90 9/2018 table iv. chemical composition and properties of abradur 64 covered electrodes [17] table i. chemical composition and hardness of tested deposit weld table v. chemical composition of layer formed by gma with ceramo-metallic wire layer table ii. chemical composition and physical characteristics of abrecoplate table iii. chemical composition of surface deposit weld made by manual arc welding with a coated electrode with a diameter of 3.2 mm, compared to the previously used construction materials resistant to abrasive wear. the reference material in the assessment of resistance to abrasive wear of metal-mineral type was the hardox 400 steel. the following materials were tested: – a nanocrystalline layer made with a coated electrode – nano (fe-cr-nb-b), – abrasion resistant plate – abrecoplate, – abrasion resistant plate – cdp, – abrasion resistant layer made with coated electrode – abradur 64, – abrasion resistant layer made with gma method using cermet wire with 50% share of wc, – abrasion resistant hardox 400 sheet. the nanocrystalline layer made with fe-cr-nb-b coated electrode the fe-cr-nb-b nanocrystalline layer (tab. i) was made by manual arc welding with a 3.2 mm diameter coated electrode on a s355n steel substrate. mma arc surfacing was carried out with constant current of positive polarity and current intensity of 100 a in the flat position (pa). during surfacing, the electrode was positioned at an angle of 90° to the surface of the surfaced substrate. the surface of the sheet before the surfacing process was ground and pre-heated with a gas burner to a temperature of approx. 80 °c. according to the manufacturer’s data, the deposit weld of fe-cr-nb-b nanocrystalline electrodes in a large volume consists of very hard boron carbide fractions evenly distributed in a half-amorphous iron alloy [15]. the padding weld should have high abrasion resistance and increased resistance to dynamic loads. the electrodes can be used for both constant current and alternating current surfacing. they ensure hardness of 67÷70 hrc. abrasion resistant plate – abrecoplate abrecoplate abrasion resistant materials are produced in the form of: plates (straight, truncated, on special order), bars, buttons (in the shape of a dome, octagonal, protecting screws) [16]. abrecoplate is a layered material composed of chromium-molybdenum white cast iron, metallurgically connected with a underlay plate made of a soft structural steel (tab. ii) abrecoplate’s high abrasion resistance properties are due to the structure of the surface layer. the special heat treatment of cast iron allows to obtain a microstructure consisting of chromium-molybdenum carbides in an almost completely martensitic matrix. the base of these abrasive plates is soft structural steel. the cast iron is connected with the base by soldering with the use of a soft copper-based binder, which ensures a good transfer of stresses. an important advantage of abrecoplate abrasive plates is also the content of abrasive material in relation to the base, which is 3:1. cdp plate abrasion resistant plates are manufactured by hardfacing a metal sheet of non-alloy steel, low-alloy or high-alloy steel with gas shielded flux-cored wires or self-shielded flux-cored wires (tab. iii) [15]. the padded layer has a very high abrasion resistance and its standard thickness is 3÷18 mm. typical dimensions of ab rasion resistant plates are: 1000 x 2000 mm, 1500 x 3000 mm and 2000 x 3000 mm. it is possible to cut flat elements of any shape from abrasion resistant plates and shape them by bending and rolling. they are attached to the regenerated substrate with fillet welds, continuous or intermittent, depending on the type of abrasive plate load. the high content of carbon, chromium and niobium allows obtaining a structure similar to that of cast iron with very hard chromium borides, niobium carbides and iron carbides. chemical composition, % hardness of deposit weld c cr b nb mn si fe 1.4 15.2 4.0 3.4 0.4 0.4 rest 68÷70 hrc mass concentration of elements, % c cr mo mn si ni 2.8÷3.6 14.0÷18.0 2.3÷3.5 0.5÷1.5 1.0 max. 5.0 max. mechanical properties hardness, hb/hrc geat resistance, °c creep resistance, °c 700/64 540 595 mass concentration of elements, % hardness of deposit weldc cr b nb mn si fe 5.2 22.0 1.8 7.0 0.4 0.4 rest 57÷62 hrc abrasion resistant layer made with abradur 64 coated electrode the abrasion resistant layer was made by manual surfacing of s335jr steel with a coated electrode din 8555:e 10-um-65-gr with a diameter of 5.0 mm, and current intensity of 270 a. the surfacing process was carried out using a buffer layer made with an erws 19-12-3 l coated electrode with a diameter of 3.25 mm, and current intensity of 110 a. the task of the buffer layer was to transfer the stresses between the base material and a hard padding weld. chemical composition and properties of abradur 64 coated electrode are given in table iv. mass concentration of elements, % hardness, hrcc cr nb 7.0 24.0 7.0 64 the mass concentration of the elements of abrasion resistant layer, % ni c si cr b wc rest 0.4 2.5 3.0 1.5 50 abrasion resistant layer made with gma method using cermet wire the abrasion-resistant layer was made by single-layer gma surfacing of 15hm steel with cermet wire on a nickel matrix with 50% share of tungsten carbide wc [15]. the chemical composition of the surfaced layer after chemical composition analysis is shown in table v. 21welding technology review vol. 90 9/2018 fig. 1. comparison of the results of relative abrasive wear resistance of selected construction materials table vi. chemical composition and mechanical properties of hardox 400 contact with the rubber wheel. the abradant flow rate was 300÷400 g/min. the wheel rotated in the direction corresponding to the abradant flow, at a speed of 200 rpm and made 6000 revolutions. the samples tested had a dimension of 25x75xg mm. the mass loss was determined using a laboratory scale with a measurement accuracy of 0.0001 g. in order to compare the results of resistance to abrasive wear, a measurement of the density of plates and abrasive layers was carried out. the volume loss of the sample [mm3], formula (1), table vii, figure 1 were taken as a measure of abrasibility. volume loss [mm3] = x 1000 (1) metallographic examinations the metallographic microscopic examinations allowed to determine the microscopic structure of the examined materials. the observations which were carried out did not show any internal defects in the layers made by welding methods and material defects in the case of hardox 400 sheets as well as abrecoplate and cdp plates (fig. 2). loss of weight [g] density [g/cm3] hardox 400 steel sheet hardox steels are defined as „high-quality abrasion resistant steels”. the group of these materials is derived from low-alloy steel for thermal improvement and belongs to a new generation of machinable and weldable structural steels. materials made of hardox steel are used where resistance to abrasion is required in the presence of variable loads, e.g. feeders, crushers, sieves, shaft necks, elements of incline haulage, conveyors, blades, gear and chain wheels, dumpers, loaders, trucks, dozers, buckets and screw conveyors. all types of hardox steel are delivered in hardened condition (in water), and in the case of relevant required hardness, tempering is also carried out. these steels can be bent, cut, and machined by drilling, milling and turning under strictly defined conditions. hardox sheets can be machined using high speed steel (hss) or tools made of sintered carbides [18]. the chemical composition and properties of hardox 400 steel are given in table vi. testing of abrasion resistance of the metal-mineral type according to astm g65-00 the tests of resistance to abrasive wear of selected materials were carried out on a test bench, made in accordance with astm g65-00. the procedure a was used for the tests, which is the most demanding examination of abrasion resistance. during the test, the sample was mounted in a special holder pressing it to a rubber wheel with a diameter of 228.6 mm. the test sample was pressed against the rubber wheel with a force of 130 n. abradant, in the form of granular sand, was delivered through the nozzle in place of the sample mass concentration of elements, % c mn mo cr si ni 0.14÷0.32 1.60 0.25÷0.60 0.30÷1.40 0.70 0.25÷1.50 mechanical properties hardness, hb ultimate tensile strength, mpa yield strength, mpa 370÷430 1250 1000 r el at iv e re si st an ce to a br as iv e w ea r type of material nano cdp abrecoplate wc abradur 64 hardox 400 fig. 2. microstructure of construction materials nano abradur 64 abrecoplate wc cdp hardox 400 100 µm 100 µm 100 µm 100 µm 22 welding technology review vol. 90 9/2018 symbol/density [g/cm3] sample number weight of the sample before testing [g] weight of the sample after testing [g] loss of weight [g] average weight loss [g] average volume loss [mm3] relative resistance to abrasive wear* nano/8.78 1 102.9477 102.8393 0.1084 0.1113 12.6765 10.95 2 101.7964 101.6821 0.1143 abrecoplate/7.5961 1 173.7335 173.6133 0.1202 0.11635 15.3170 9.07 2 173.6714 173.5589 0.1125 cdp/7.1724 1 128.6154 128.4378 0.1776 0.1697 23.3881 5.94 2 128.9438 128.7821 0.1617 abradur 64/7.1544 1 136.2893 136.0933 0.1960 0.19825 27.7102 5.01 2 139.6675 139.4670 0.2005 wc/10.6808 1 179.6026 179.3009 0.3017 0.32360 30.2974 4.58 2 181.8750 181.5295 0.3455 hardox 400/7.7115 1 62.1029 61.0320 1.0709 1.0691 138.8705 1.00 2 62.5591 61.4918 1.0673 table vii. astm g65-00 abrasion resistance test results table viii. hardness testing results on the face and cross section of deposit welds and sheets fig. 3. preparation for hardness testing fig. 4. hardness test area fig. 5. average hardness of the surface of tested construction materials hardness measurement in order to determine the hardness of the tested materials, hardness measurement was carried out in 5 places on the weld face / sheet surface using rockwell hrc method, and in 4 places on the padding weld / sheet cross-section using the vickers method at a load of 1000 g (fig. 3 and 4). the results of hardness measurements are presented in table viii and figure 5. material hardness hrc hardness hv1 1 2 3 4 5 average 6 7 8 9 nano 69 70 69 71 69 69.60 679 289 179 188 abrecoplate 60 58 61 61 62 60.04 663 154 148 106 cdp 62 59 58 61 58 58.70 643 299 179 182 abradur 64 57 56 57 54 52 55.20 556 174 304 290 wc 54 50 48 51 49 50.04 563 486 180 167 hardox 400 41 40 39 40 39 39.80 380 378 377 378 h ar dn es s on th e su rf ac e, h r c type of material nano cdp abrecoplate wc abradur 64 hardox 400 0, 5 padding weld zone mixing haz 23welding technology review vol. 90 9/2018 references [1] a. lisiecki, titanium matrix composite ti/tin produced by diode laser gas nitriding, metals 5/1 (2015), 54-69. [2] d. janicki, disk laser welding of armor steel, archives of metallurgy and materials (2014) vol. 59(4), 1641-1646. [3] r. burdzik, ł. konieczny, z. stanik, p. folęga, a. smalcerz, a. lisiecki, analysis of impact of chosen parameters on the wear of camshaft, archives of metallurgy and materials (2014), vol. 59(3), 957-963. [4] d. janicki, power diode laser cladding of wear resistant metal matrix composite coatings, solid state phenomena, mechatronic systems and materials, (2013), vol. 199, 587-592. [5] t. chmielewski, a. golanski, new method of in-situ fabrication of protective coatings based on fe-al intermetallic compounds, proceedings of the institution of mechanical engineers part b-journal of engineering (2011), vol. 225, 611-616. [6] d. golański, g. dymny, m. kujawińska, t. chmielewski: experimental investigation of displacement/strain fields in metal coatings deposited on ceramic substrates by thermal spraying, solid state phenomena (2015), vol. 240, 174-182. [7] ch. p. jr poole, f. j. ownes, introduction to nanotechnology, wiley (2003), 1-8. [8] s. boncel, j. górka, s.p. shaffer milo, k. koziol, binary salt’ of hexane-1,6-diaminium adipate and carbon nanotubate’ as a synthetic precursor of carbon nanotube/nylon-6,6 hybrid materials, polymer composites (2014), vol. 35(3), 523-529. conclusions the metallographic examinations of the materials selected for the tests did not show any internal and external defects of the layers made by manual surfacing with coated electrodes and surfacing using gma method. measurement of the grain size of the crystallographic nanocrystalline microstructure of fe-cr-nb-b type made using the xpert pro x-ray diffractometer from panalytical showed that the layers were made of crystallites at 20 nm, which classifies these layers as nanocrystalline. the abrecoplate board has a structure of white cast iron with the precipitation of chromium-molybdenum carbides. to connect this plate with a low carbon steel support plate, a soft binder was used on the copper matrix, which perfectly transfers the stresses occurring between the layers. in the case of a cdp, the surface layer structure is a chromium cast iron with a lot of primary carbides. the layer made with coated electrodes abdadur 64 has a structure of the eutectic iron with numerous precipitates of niobium and chromium carbides. the use of austenitic steel buffer layer in this case allowed to avoid cracks that could propagate to the substrate material. the layer made by gma surfacing with a cermet wire is characterized by a nickel matrix with numerous wc carbides. it can be observed that as a result of the thermal cycle, the wc carbides are partially dissolved, which may reduce the abrasion resistance of such layers. hardox 400 is characterized by the structure of tempered martenzite. the hardness measurements carried out on the ground face of abrasion resistant layers showed that all materials have a hardness similar to the hardness given by the manufacturers. the highest hardness on the surface is characterized by a nanocrystalline layer, hardness of 70 hrc. the tests of resistance to abrasive wear of the metal-mineral type, according to astm g65-00, have shown that the best usable properties are characterized by a layer made of fe-crnb-b alloy. the abrasion resistance of the metal-mineral type of this material is 11 times higher than in the case of a typical hardox 400 abrasion resistant sheet. [9] g. heath, nanotechnology and welding – actual and possible future applications, castolin-eutectic seminar, brussels, belgium, 25-25.10.2006, 15-19. [10] j. górka, a. czupryński, testing of flame sprayed zro2 matrix coatings containing cao, applied mechanics and materials (2015), vols. 809-810, 501-506. [11] w. włosinski, t. chmielewski, plasma-hardfaced chromium protective coatings-effect of ceramic reinforcement on their wettability by glass, contributions of surface engineering to modern manufacturing and remanufacturing 3rd international conference on surface engineering (2002), 48-53. [12] s. boncel, j. górka, s. p. shaffer milo, k. koziol, shear-induced crystallisation of molten isotactic polypropylene within the intertube channels of aligned multi-wall carbon nanotube arrays towards structurally controlled composites, materials letters (2014), vol. 116, 53-56. [13] u. reisgen, l. stein, b. balashov, c. geffers, nanophase hardfaced coatings, materialwissenschaft und werkstofftechnik (2008), vol. 39(11), 791-794. [14] a. czupryński, j. górka, m. adamiak, examining properties of arc sprayed nanostructured coatings, metalurgija (2016), 55/2, 173-176. [15] materiały reklamowe: www.castolin.com [16] materiały reklamowe: www.canadianweartech.com [17] materiały reklamowe: www.hbt-weld.cz [18] materiały reklamowe: www.ssab.pl nr 9 2014 lr.pdf 3przegląd spawalnictwa 9/2014 właściwości złączy spawanych ze stali dwufazowej dp600 metodą mag properties of dual phase steel joints   of dp600 welded by mag streszczenie w pracy przedstawiono wyniki statycznej próby rozciągania złączy, badań metalograficznych i pomiarów twardości spoin w złączach spawanych ze stali dwufazowej dp600 wykonanych z blachy o grubości 1,4 mm metodą mag łukiem konwencjonalnym i łukiem pulsującym. stwierdzono niewielki spadek twardości w strefie swc i jego wpływ na położenie przełomu w próbkach rozciąganych złączy. słowa kluczowe: mikrostruktura, właściwości mechaniczne, stal dwufazowa, spawanie mag abstract in the present study, dual phase steel sheet with a thickness of 1,4 mm was subjected to mag welding by conventional arc and pulsed arc the results of the tensile tests, metallographic examination and hardness measurements of welds in joints are discussed. it was found that a hardness drop occur in the haz zone influencing on decrease strength and localized on place of break during tensile testing. keywords: microstructure, mechanical properties, dual phase steel, mag welding andrzej ambroziak piotr białucki wiesław derlukiewicz artur lange prof. dr hab. inż. andrzej ambroziak; dr inż. piotr białucki; dr inż. wiesław derlukiewicz; dr inż. artur lange – politechnika wrocławska. autor korespondencyjny/corresponding author: piotr.bialucki@pwr.edu.pl wstęp do dwóch najważniejszych wymagań stawianych stalom stosowanym w przemyśle motoryzacyjnym zalicza się wysoką wytrzymałość i dobrą formowalność metodami przeróbki plastycznej. wymagania te spełniają niskostopowe stale wielofazowe zaliczane do grupy stali ahss (advanced high strength steel). obecnie najpowszechniej stosowane są stale dwufazowe ferrytyczno-martenzytyczne (dp), ferrytyczno-bainityczne (fb) oraz trójfazowe trip [1]. z grupy tych stali największe zastosowanie w przemyśle komponentów samochodowych znajdują stale ferrytyczno-martenzytyczne (dp) o grubościach do 1,5 mm. gatunki stali dp są stalami dwufazowymi, zawierającymi miękki ferryt, który zapewnia dobrą formowalność, oraz twardy martenzyt, który zapewnia wysoką wytrzymałość materiału. podstawową metodą łączenia tych stali jest zgrzewanie elektryczne oporowe [1÷4], a obecnie coraz częściej także spawanie laserowe [5÷7]. stosuje się również spawanie metodą mag [8÷10]. spoiny laserowe z niezgodnościami nieakceptowanymi poprawia się najczęściej także metodą spawania mag. przykładem takiego rozwiązania naprawczego jest złącze pokazane na rysunku 1. z tych powodów rozpatrywano w artykule spawanie metodą mag stali dp600. 4 przegląd spawalnictwa 9/2014 rys. 1 złącze komponentu samochodowego: a) spawane laserem z nieakceptowanymi niezgodnościami; b, c) naprawiane metodą mag fig. 1. joint of car component: a) laser welded car with unacceptable imperfections; b, c) repaired by mag method charakterystyka materiału podstawowego do badań użyto stali dp600 o grubości 1,4 mm, składzie chemicznym podanym w tablicy i i właściwościach mechanicznych zawartych w tablicy ii. stale dp mają małą ilość składników stopowych i małą wartość równoważnika węgla cev = 0,23 (jak na stale o takiej wytrzymałości), dzięki temu mogą być łatwo spawane ze wszystkimi stalami stopowymi i zwykłymi stalami konstrukcyjnymi przy użyciu konwencjonalnych metod spawania łukowego. stale dp mogą być spawane podobnymi energiami liniowymi jak inne stale o podwyższonej wytrzymałości. stanowisko do spawania proces spawania został wykonany na zrobotyzowanym stanowisku przedstawionym na rysunku 2, składającym się ze sterowanego cyfrowo półautomatu spawalniczego mig-mag lorch s speedpulse oraz robota spawalniczego motoman ea1900n. spawano drutem g3si1 o średnicy 1 mm w osłonie gazu m21 (82% ar i 18% co2) o natężeniu przepływu 12 l/min. długość wolnego wylotu drutu wynosiła 10 mm, a pochylenie uchwytu 10° w kierunku przeciwnym do kierunku spawania. próbki mocowano w przyrządzie z zaciskami dźwigniowymi. spawanie wykonywano bez podkładki. próby napawania, poprzedzające spawanie, miały na celu określenie parametrów procesu pozwalających na pełne przetopienie blach w ten sposób, aby przy spawaniu złączy doczołowych blach bez ukosowania krawędzi umożliwić swobodne formowanie się grani przy szczelinie w rowku spawalniczym w granicach do 0,5 mm. tablica i. skład chemiczny stali dp600 table i. the chemical composition of the steel dp600 stal c, % max si, % max mn, % max p, % max s, % max cr, % max al, % max dogal 600 dp 0,120 0,300 1,660 0,020 0,004 0,500 0,020 tablica ii. własności mechaniczne stali dp600 table ii. mechanical properties of the steel dp600 stal rp0,2, mpa min-max rm, mpa min-max a, % min dogal 600 dp 350÷480 600÷700 16 rys. 2. zrobotyzowane stanowisko stosowane do badań złączy spawanych fig. 2. robotic welding station used in test 5przegląd spawalnictwa 9/2014 dobór parametrów spawania wstępnie przyjęte parametry spawania zweryfikowano na podstawie wykonanych napoin przedstawionych na rysunku 3. napoiny wykonano, stosując łuk konwencjonalny o natężeniu prądu 75 a i zmiennych prędkościach spawania od 40 do 60 cm/min (odpowiednia energia liniowa wynosiła 1,15, 1,38 i 1,72 kj/mm) oraz stosując łuk pulsujący o natężeniu średnim 84 a i prędkość spawania 50 cm/min, co odpowiadało energii liniowej 1,79 kj/mm. na podstawie przeprowadzonej oceny jakości napoin wybrano do wykonania złączy próbnych spawanie łukiem konwencjonalnym z prędkością 40 cm/min oraz spawanie łukiem pulsującym z prędkością 50 cm/min. złącza próbne wykonano na podstawie opracowanych instrukcji technologicznych spawania wps. rys. 3. napoiny od strony lica wykonane z następującymi prędkościami: 1 – łuk konwencjonalny, prędkość 40 cm/min, 2 – łuk konwencjonalny, prędkość 50 cm/min, 3 – łuk konwencjonalny, prędkość 60 cm/min, 4 – łuk pulsujący, prędkość 50 cm/min fig. 3. appearance of face welds made with following speeds: 1 – conventional arc, speed of 40 cm/min, 2 – conventional arc, speed of 50 cm/min, 3 – conventional arc, speed of 60 cm/min, 4 – pulsing arc, speed 50 cm/min badania wizualne na rysunkach 4 i 5 pokazano spoiny na próbkach do badań wytrzymałości złączy na rozciąganie wyciętych ze złączy próbnych. badania wizualne potwierdziły wysoką estetykę zarówno lica, jak i grani spoin w obu złączach. obie spoiny spełniają poziom jakości b wg pn-en iso 5817. rys. 4. złącze spawane łukiem konwencjonalnym z prędkością 40 cm/min: a) lico, b) grań fig. 4. joint welded with conventional arc at a speed of 40 cm / min: a) face b) back numer próbki grubość, mm szerokość, mm powierzchnia, mm2 fm, n rm, mpa śr. rm, mpa spawanie łukiem konwencjonalnym 1 1,55 11,90 18,45 10390 563 563 2 1,45 12,10 17,55 9690 552 3 1,50 12,05 18,08 10480 580 4 1,45 12,00 17,40 9990 574 5 1,55 12,00 18,60 10190 548 spawanie łukiem pulsującym 1 1,5 11,95 17,93 10100 563 569 2 1,5 11,90 17,85 10140 568 3 1,5 12,05 18,08 10350 573 4 1,5 12,00 18,00 10320 573 5 1,5 11,95 17,93 10190 568 rys. 5. złącze spawane łukiem pulsującym z prędkością 50 cm/min: a) lico, b) grań fig. 5. joint welded with pulsed arc at a speed of 50 cm/min: a) face b) back badania wytrzymałości na rozciąganie wytrzymałość złączy spawanych określono na podstawie statycznej próby rozciągania wykonanej na maszynie wytrzymałościowej louis schopper w zakresie pomiarowym do 2 kn. badania przeprowadzono na próbkach poprzecznych, w których nadlewy lica i grani zostały obrobione do grubości materiału rodzimego. wyniki próby rozciągania przedstawiono w tablicy iii. tablica iii. wyniki badań wytrzymałości złączy na próbkach poprzecznych table iii. the results of transverse strength tests of joints 6 przegląd spawalnictwa 9/2014 wszystkie próbki z badanych złączy uległy zerwaniu poza obszarem spoiny (w swc). jak można zauważyć (tabl. iii), złącza nie wykazały istotnych różnic w wytrzymałości na rozciąganie niezależnie od rodzaju zastosowanego łuku, a ich średnia wartość wyniosła 563÷569 mpa. przykładowe próbki po próbie rozciągania przedstawiono na rysunku 6. na uwagę zasługuje fakt, że pomimo zastosowania spoiwa o niższych właściwościach wytrzymałościowych (g3si1) niż spawana stal dp600 przełom w rozciąganych złączach następował poza spoiną w swc. rys. 6. próbki złączy spawanych po próbie rozciągania: a) spawanych łukiem konwencjonalnym, b) łukiem pulsującym fig. 6. samples of welded joints after tensile test: a) conventional arc welding, b) pulsed arc pomiary twardości pomiar twardości wykonano metodą vickersa za pomocą twardościomierza sinowon hvs1000, stosując obciążenie 1 kg (9,8 n). pomiary wykonano w siedmiu obszarach makrostruktury złączy pokazanych na rysunku 7, a wyniki przedstawiono na rysunku 8. każdy punkt (rys. 8) jest średnią z trzech pomiarów w danym obszarze złącza. z rozkładów twardości hv1 przedstawionych na rysunku 8 wynika, że w strefie swc w obszarze rekrystalizacji nastąpiło niewielkie (ok. 5%) zmniejszenie twardości w porównaniu z twardością materiału rodzimego. rozkłady twardości w spoinach i napoinach mają taki sam przebieg, a zmierzone twardości są do siebie zbliżone. największą twardość wynoszącą 240 hv1 zanotowano w spoinach. badania metalograficzne do obserwacji mikrostruktury połączeń spawanych wykorzystano mikroskop świetlny olympus ck40m. obserwacje przeprowadzono przy powiększeniach z zakresu 50÷500 razy na zgładach metalograficznych nietrawionych oraz trawionych głównie odczynnikiem 5% nitalu. strukturę materiału rodzimego pokazano na rysunku 9. jest to typowa struktura stali dwufazowej ferrytyczno-martenzytycznej. do ujawnienia składników struktury stali użyto odczynnika la pera. stal dp600 charakteryzuje się dużą drobnoziarnistością struktury i dla rozróżnienia jej poszczególnych składników wskazana jest obserwacja na mikroskopie przy powiększeniach większych niż 500x. rys. 7. układ obszarów napoin (również złączy spawanych), w których wykonano po trzy pomiary twardości fig. 7. layout areas of welds (as well welded joints) in which was performed three points of hardness measurements rys. 8. rozkład twardości w złączach spawanych i napoinach: 1, 7 – materiał rodzimy; 2, 6 – swc z rekrystalizacją; 3, 5 – swc gruboziarnista; 4 – spoina fig. 8. distribution of hardness in the welded joints; 1, 7 – base material; 2, 6 – swc with recrystallization; 3, 5 – swc coarse; 4 – seam rys. 9. mikrostruktura materiału rodzimego stali dp600. pow. 500x. traw. odczynnikiem la pera fig. 9. the microstructure of the base material of steel dp600. magn. 500x. eatch. with reagent la pera a) b) 7przegląd spawalnictwa 9/2014 charakterystyczny wygląd struktury spoiny pokazano na rysunku 10. spoina ma strukturę grubokrystaliczną z dendrytami ukierunkowanymi w przybliżeniu prostopadle do linii wtopienia. oddzielne grupy dendrytów mają taki sam ogólny kierunek wzrostu. grupy dendrytów mają wyraźne granice określające ziarna (rys. 11) z ferrytem poligonalnym oraz wnętrzem ziaren z ferrytem drobnopłytkowym i niewielką ilością ferrytu widmanstättena. przy linii wtopienia, w strefie wpływu ciepła występurys. 10. mikrostruktura fragmentu spoiny wykonanej łukiem konwencjonalnym z prędkością spawania 40 cm/min. pow. 50x. traw. 5% nitalem fig. 10. the microstructure of the weld made by a conventional arc welding at a speed of 40 cm / min. magn. 50x. eatch. with 5% nital rys. 11. mikrostruktura spoiny wykonanej łukiem pulsującym. pow. 500x. traw. 5% nitalem fig. 11. the microstructure of the weld made by a pulsed arc welding. magn. 50x. eatch. with 5% nital rys. 14. struktura obszaru normalizowania w strefie swc spoiny wykonanej łukiem pulsującym z prędkością 50 cm/min. pow. 200x. traw. 5% nitalem fig. 14. structure of normalizing area in the haz of joint made of the pulsed arc. magn. 200x. eatch. with 5% nital je gruboziarnista struktura materiału rodzimego z wyraźnymi cechami struktury widmanstättena (rys. 12). w strefie wpływu ciepła blisko linii wtopienia występuje gruboziarnista struktura materiału rodzimego (rys. 13a), która jest efektem przegrzania materiału ciepłem spawania. występuje w niej ferryt płytkowy w układzie widmanstättena oraz bainit (rys. 13b). w strefie swc w obszarze normalizowania występuje wyraźne rozdrobnienie ziaren, ale też mniejsza jest twardość (rys. 14). rys. 13. struktura obszaru przegrzania w strefie swc blisko linii wtopienia spoiny wykonanej łukiem pulsującym; a) pow. 200x, b) pow. 500x. traw. 5% nitalem fig. 13. the structure of the overheated area in the haz close to the border fusion zone of the weld made of pulsed arc; a) magn. 200x, b) magn. 500x. eatch. with 5% nital rys. 12. struktura złącza spawanego łukiem pulsującym w obszarze na granicy między materiałem rodzimym i spoiną. pow. 500x. traw. 5% nitalem fig. 12. the structure of the pulsed arc welded joint in the area on the border between the parent material and the weld. magn. 500x. eatch. with 5% nital ferryt drobnopłytkowy ferryt poligonalny ferryt widmanstattaena b) 8 przegląd spawalnictwa 9/2014 podsumowanie dobrane parametry spawania umożliwiły wykonanie złączy doczołowych z blach o grubości 1,4 mm ze swobodnym formowaniem grani przy szczelinach w rowku spawalniczym do 0,5 mm. jakość spoin oceniana wizualnie spełniała wymagania wymiarów granicznych dla poziomu b wg pn-en iso 5817. spawanie metodą mag stali dp600 spoiwem g3si1 zapewnia wytrzymałość złączy doczołowych na rozciąganie na poziomie 560 mpa, mniejszą niż wytrzymałość materiału rodzimego, która wynosi min. 600 mpa, pomimo tego przełom próbek rozciąganych następował poza spoiną w strefie swc w obszarze obniżonej twardości. podobne wyniki otrzymali autorzy pracy [8], którzy stwierdzili, że materiał spoiwa nie wywiera dużego wpływu na wytrzymałość statyczną ani zmęczeniową złączy doczołowych badanych stali trip i dp, ponieważ wszystkie złącza pękały w zmiękczonej strefie wpływu ciepła. niemniej jednak do wykonywania złączy doczołowych wskazane byłoby stosowanie spoiwa o wyższej granicy plastyczności, np. spoiwa aws: a5.28 er 10xs-x zalecanego przez producenta stali [12]. spoiwo g3si1 może nadawać się natomiast do złączy ze spoinami pachwinowymi, np. złączy zakładkowych, w których wytrzymałość złączy można regulować przekrojem spoiny. w granicach stosowanych energii liniowych spawania (1,15÷1,79 kj/mm) zarówno łukiem konwencjonalnym, jak i łukiem pulsującym, nie wystąpiły prędkości stygnięcia złączy sprzyjające dużemu zróżnicowaniu twardości w złączu. w złączach nie wystąpiły struktury hartownicze. twardość materiału rodzimego wynosiła ok. 190 hv1, a największa twardość występująca w spoinie ok. 240 hv1. w strefie wpływu ciepła występuje obszar o twardości nieco mniejszej niż twardość materiału rodzimego, wynoszącej ok. 180hv1. strefa zmian strukturalnych w badanych złączach jest ogólnie szeroka zarówno w obszarze gruboziarnistym jak i w obszarze normalizowanym czy też rekrystalizowanym i wynosi łącznie 1,8 mm w złączu spawanym z największą energią liniową. literatura [1] khan m. i., kuntz m. l., biro e., zhou y.: microstructure and mechanical properties of resistance spot welded advanced high strength steels. materials transactions, vol. 49, no. 7 (2008) s. 1629-1637. [2] senkara j.: współczesne stale karoseryjne dla przemysłu motoryzacyjnego i wytyczne technologiczne ich zgrzewania. przegląd spawalnictwa 11/2009, s. 3-7. [3] ma c., chen d.l., bhole s.d., boudreau g., lee a., biro e.: microstructure and fracture characteristics of spot-welded dp600 steel. materials science and engineering a 485 (2008) 334-346. [4] ambroziak a., tobota a., tokarz k., kustroń p.: badania cienkościennych połączeń stalowych zgrzewanych punktowo oraz spajanych otworowo. przegląd spawalnictwa, 2008, nr 5, s. 6-11. [5] farabi n., chen d.l., li j., zhou y., dong s.j.: microstructure and mechanical properties of laser welded dp600 steel joint. materials science and engineering a 527 (2010) 1215–1222. [6] kavamuraa h.a., batalhab g.f.: mechanical strength evaluation for nd-yag laser and electric resistance spot weld (ersw) joint under multiaxial loading. journal of materials processing technology 201 (2008) 507–514.r [7] węglowski m.s., stano s.: właściwości złączy spawanych laserowo ze stali hdt580x. vol. 29, nr 1 archiwum technologii maszyn i automatyzacji 2009. [8] kapustka n., conrardy c., babu s., albright c.: effect of gmaw process and material conditions on dp 780 and trip 780 welds. welding journal. june 2008, vol. 87, s. 135-148. [9] burns t.j.: weldability of a dual-phase sheet steel by the gas metal arc welding process. thesis of master of applied science. waterloo, ontario, canada, 2009. [10] ramazani a., li y., mukherjee k., prahl u., bleck w., abdurakhmanov a., schleser m., reisgen u.: microstructure evolution simulation in hot rolled dp600 steel during gas metal arc welding. computational materials science 68 (2013) 107-116. [11] materiały firmowe ssab swedish steel. dogal 600 i 800 dp. stal o extra i ultra wysokiej wytrzymałości. 08.01.2010r. www.ssab.com/...dogal/pl/300_dogal%20600%20i%20 800%20dp.pdf‎. 5.04.2014. [12] materiały firmowe ssab swedish steel. docol dp/dl zimnowalcowana stal dwufazowa. 13.02.2014r. www.ssab. com/global/docol/...docol/pl/201_docol%20dp,%20dl. pdf. 5.04.2014. ps 12 2016 www.pdf 43przegląd  spawalnictwa vol. 88 12/2016 wybrane aspekty pomiarów i monitorowania  podczas spawania łukowego  some aspects of monitoring and measurements during arc welding dr inż. paweł cegielski, prof. dr hab. inż. andrzej kolasa, mgr inż. marcin kuczyński, inż. renata rostowska – politechnika warszawska. autor korespondencyjny/corresponding author: pcegiels@wip.pw.edu.pl streszczenie znajomość rzeczywistych parametrów spawania łukowego jest niezbędna z punktu widzenia bieżącej kontroli procesu, sprawdzania zgodności z instrukcjami wps, wdrażania i uznawania nowej technologii itp. jako rozwinięcie standardowych przyrządów pomiarowych mogą tu znaleźć zastosowanie systemy monitorujące. oprócz pomiaru i biernej rejestracji, niektóre z nich mogą sprawować funkcje automatycznego nadzoru połączonego np. z sygnalizacją przekroczeń, przewidywaniem niezgodności spawalniczych, a nawet ingerencją w pracę maszyny i proces spawalniczy. w artykule przedstawiono wybrane aspekty pomiarów i monitorowania podstawowych parametrów spawania łukowego mig/mag oparte na badaniach testowych. słowa kluczowe: pomiary; monitorowanie; spawanie łukowe abstract the knowledge of real parameters values of an arc welding is to be necessary for on-line process control, observing wps data as well as implementation of new welding procedures. beside conventional measuring devices some monitoring systems can be applied. such systems either can be used for simple measurement recording of work parameters but some of them can be used for automatic control with simultaneous signaling of process parameters deviations or prediction of possible welding imperfections as well as adjustment of welding machines controllers or even on-going process. some aspects of basic mig/mag welding parameters measurement and monitoring are presented in this paper. keywords:  adhesive bonding; application of adhesive bonding; adhesives wprowadzenie w odniesieniu do przemysłowych procesów produkcyjnych, także spawalniczych, monitorowanie to całokształt działań oraz środków niezbędnych do bieżącej obserwacji (poprzez pomiar w czasie rzeczywistym), rejestracji (zapamiętywania), filtrowania, a niekiedy także interpretacji (np. odniesienia do nałożonych progów) określonych parametrów (rys. 1) [1,2,12]. konieczność i przydatność monitorowania wynika nie tylko z wymogów norm jakościowych, ale może ułatwiać późniejsze naprawy i konserwację, upraszczać spory gwarancyjne itp. powszechna komputeryzacja i informatyzacja urządzeń spawalniczych sprzyja rozwojowi systemów monitorowania, pozwalając na rejestrację coraz większej liczby parametrów z wysoką rozdzielczością i dokładnością, a także zaawansowane filtrowanie i przetwarzanie zmierzonych wielkości. odrębnym, zwykle wykraczającym poza ramy monitorowania zagadnieniem, jest automatyczny nadzór i diagnostyka obserwowanego procesu. w wyniku interpretacji mierzonych sygnałów mogą być podejmowane działania korekcyjne, w tym awaryjne zatrzymanie procesu (rys. 2). w normach serii pn-iso 9000 zwrócono uwagę na procesy produkcyjne specjalne, do których zaliczono spawalnictwo, których efekt nie może być w pełni sprawdzony podczas kontroli i badania, a powstałe wady mogą ujawnić się paweł cegielski, andrzej kolasa, marcin kuczyński, renata rostkowska przeglad welding technology review rys. 1.  idea monitorowania podczas zrobotyzowanego spawania łukowego: 1 – czujniki stanu spawalniczego źródła energii elektrycznej, 2 – parametry pracy robota (np. w funkcji kroków programu), 3 – parametry realizowanego procesu [2] fig. 1. the principle of on-line monitoring of robotized arc welding: 1 – welding power source parameter sensors, 2 – welding robot parameters (e.g. as a function of program steps), 3 – welding process parameters [2] dopiero w trakcie użytkowania wyrobu. proces taki musi być realizowany przez wysoko wykwalifikowanych i uprawnionych pracowników, a jego parametry muszą być w sposób ciągły monitorowane i nadzorowane, aby zapewnić spełnienie 44 przegląd  spawalnictwa vol. 88 12/2016 określonych wymagań [11]. z omawianym zagadnieniem związane są wspomniane już normy serii iso 9000, a także serii iso 3834 czy pn-en iso 3834-3:2007. od 1 lipca 2014 wszystkich producentów konstrukcji stalowych i aluminiowych przeznaczonych na rynek unii europejskiej obowiązuje norma en1090, nakładająca obowiązek wydawania znaku ce na wszystkie wyroby, a w zakładzie produkcyjnym powinien zostać wdrożony certyfikowany system zkp (zakładowej kontroli produkcji) [13]. logiczną konsekwencją nowych wymagań może być wdrożenie systemu monitorującego parametry i przebieg wykonania wszystkich spoin. spośród szeregu parametrów i ustawień towarzyszących spawaniu łukowemu mig/mag monitorowanie dotyczy najczęściej prądu spawania, napięcia łuku, prędkości podawania drutu elektrodowego oraz wydatku (przepływu) gazu osłonowego. pozostałe, takie jak średnica i gatunek drutu elektrodowego, rodzaj lub skład gazu osłonowego oraz korekty specyficzne dla odmiany procesu i typu źródła spawalniczego mogą zostać wprowadzone dodatkowo, jako parametry stałe. prędkość spawania, a dodatkowo orientacja elektrody, mogą być monitorowane przede wszystkim podczas spawania zmechanizowanego i zautomatyzowanego, z wykorzystaniem dodatkowego osprzętu pomiarowego lub w oparciu o sygnały przekazywane z układu sterującego maszyny manipulacyjnej. w przypadku spawania ręcznego, prędkość spawania może zostać określona pośrednio, poprzez wprowadzenie długości spoiny i skonfrontowanie jej z automatycznie zmierzonym czasem jej wykonania. znajomość prędkości spawania jest konieczna w systemach deklarujących kontrolę energii liniowej spawania. w praktyce, stosowane są różne strategie monitorowania parametrów spawania. w najprostszych systemach, w tym starszych, pojedyncza spoina opatrywana jest datą i godziną wykonania oraz liczbowym przedstawieniem jedynie średnich wartości podstawowych parametrów, osiągniętych w całym cyklu. nowoczesne, zaawansowane przemysłowe systemy monitorujące, a także stacje laboratoryjne i badawcze, pozwalają na przedstawienie w formie graficznej przebiegów obrazujących chwilowe zmiany poszczególnych parametrów w dziedzinie czasu. dostępne na rynku spawalnicze systemy monitorujące można podzielić na dwie główne grupy: 1) uniwersalne, zewnętrzne w stosunku do monitorowanych urządzeń, zarówno o charakterze przemysłowym, jak i badawczym; najczęściej przyjmują postać zewnętrznych przystawek pomiarowych zaopatrzonych w szereg opcjonalnych czujników pomiarowych, okablowania itp., 2) dedykowane, dostosowane do urządzeń konkretnego producenta, zarówno zewnętrzne (przystawki komunikurys.  2.  struktura systemu monitorowania i diagnostyki procesu technologicznego fig. 2. the scheme of monitoring and diagnostic of manufacturing process system jące się z wewnętrzną aparaturą pomiarową urządzenia) jak i wbudowane, przede wszystkim w spawalnicze źródła energii. monitorowanie spawania łukowego może przy tym obejmować m.in.: – rejestrację wybranych parametrów technologicznych w funkcji czasu, – szacowanie wprowadzanego ciepła (energii liniowej), kosztów, zużycia materiałów itp., – monitorowanie pracy spawacza lub operatora (w tym statystyka czasu pracy), – monitorowanie stanu maszyn (w tym błędów i awarii), – opcjonalnie, kontrolę jakości procesu, poprzez analizę zarejestrowanych parametrów: – odchyłek parametrów od założonych progów (tzw. progowanie), – innych anomalii parametrów spawania, – alarmowanie o przekroczeniach, – korygowanie parametrów, reakcje awaryjne (np. funkcje wbudowane w niektóre spawalnicze urządzenia zasilające) – monitorowanie i rejestracja do celów badawczych… wybrane problemy pomiarowe niezależnie od stopnia zaawansowania systemu, istotna jest jakość (dokładność, rozdzielczość) mierzonych parametrów. przy przetwarzaniu ciągłego sygnału analogowego na dyskretny sygnał cyfrowy należy określić ilość pomiarów (próbek) w jednostce czasu (zwykle sekundzie) – częstotliwość próbkowania. zgodnie z twierdzeniem whittakera-nyquista-kotielnikowa-shannona, częstotliwość próbkowania powinna być co najmniej dwa razy większa niż maksymalna częstotliwość przetwarzanego sygnału. zastosowanie zbyt niskiej częstotliwości może skutkować nadmiernym uproszczeniem, a nawet zniekształceniem mierzonego sygnału i w konsekwencji prowadzić do jego błędnej interpretacji (rys. 3) [9]. jest to szczególnie istotne w przypadku analizy przebiegów spawania łukowego mig/mag, zwykle silnie odkształconych (niesinusoidalnie), często połączonych z zakłóceniami, w tym także tętnieniami pochodzących od układów przełączających wewnętrznego inwertora (dotyczy coraz powszechniej stosowanych źródeł inwertorowych). oprócz częstotliwości próbkowania, wysoka jakość pomiaru wymaga odpowiednio szerokiego pasma pomiarowego (miernika, sondy pomiarowej), szybkiego reagowania na zbocza mierzonych przebiegów i wysokiej rozdzielczości pomiaru. prawidłowe warunki pomiaru (wysoka częstotliwość próbkowania, rozdzielczość itp.) w połączeniu z wysoką powtarzalnością i dokładnością pomiaru są domeną aparatury laboratoryjnej i badawczej, takiej jak oscyloskopy, analizatory sygnałowe, przyrządy wirtualne, a także specjalne, ręczne mierniki i multimetry [3,4]. konieczność zapewnienie odpowiednich warunków pomiaru nie zawsze oznacza szczegółową rejestrację i wizualizację wyników. na potrzeby spawalniczych pomiarów i monitorowania najczęściej wystarczające okazuje się przetworzenie wyników serii dokładnie zmierzonych parametrów do wartości średnich, a następnie przedstawienie: – zwykle cyfrowe, na wyświetlaczu ręcznego miernika, prądu spawania i napięcia łuku, – cyfrowe, na płycie czołowej urządzenia spawalniczego, prądu spawania i napięcia łuku, – graficzne, obrazujące zmiany parametrów w dziedzinie czasu, jednak z ograniczoną częstotliwością nanoszenia na wykres (ok. 1-10hz); ułatwia to obserwację i ocenę przebiegu procesu przy jednoczesnym zminimalizowaniu ilości rejestrowanych danych. 45przegląd  spawalnictwa vol. 88 12/2016 taka postać i ilość informacji nie pozwoli na szczegółową analizę procesu, w tym wychwycenie krótkotrwałych zaburzeń, to możliwa będzie łatwa, bieżąca ocena zgodności parametrów z założeniami technologicznymi i zapisami instrukcji wps, kontrola pracy urządzenia, a także wychwycenie istotnych przekroczeń dopuszczalnych poziomów kontrolowanych parametrów. w spawalniczych obwodach pomiarowych ważne jest filtrowanie (usuwanie zakłóceń) i uśrednienie dużej liczby danych. z pomocą przychodzą same przyrządy pomiarowe, np. w miejsce dawniej stosowanych boczników do pomiaru prądu spawania obecnie mogą być zastosowane amperomierze cęgowe z półprzewodnikowymi detektorami hallotronowymi (wykorzystującymi efekt halla). w oscyloskopach dostępne są różne tryby uśredniania i przekształcania wyników pomiaru, w tym do postaci wartości skutecznej. obecnie także w wielu miernikach cęgowych i uniwersalnych multimetrach można znaleźć tryb przekształcania wyniku do postaci wartości skutecznej, w tym uwzględniającej składową stałą i zmienną mierzonego sygnału (oznaczane przeważnie jako true rms ac+dc). wartość skuteczna – oznacza taką miarę sygnału przemiennego, która w ciągu pojedynczego okresu wywoła na obciążeniu ten sam efekt cieplny, co przepływ prądu stałego o tej samej wartości. wartość skuteczna prądu przemiennego jest to taka wartości prądu stałego, który w czasie trwania pojedynczego okresu przebiegu zmiennego spowoduje identyczny efekt cieplny (ciepło joule’a) co prąd zmienny: rys.  3.  porównanie fragmentu tego samego przebiegu prądu spawania metodą mag zarejestrowanego przy: a) niedostatecznej (100 khz), b) wystarczającej (10 mhz) częstotliwości próbkowania [5] fig. 3.  the comparison of a piece of mag welding current waveforms recorded with: a) insufficient (100khz) and b) sufficient (10mhz) sampling frequency [5] na rysunku 4 przedstawiono przykładowy przebieg prądu spawania zarejestrowany podczas spawania metodą mag (źródło inwertorowe, tryb mag puls). dopiero jego przekształcenie do postaci wartości skutecznej w połączeniu z filtrowaniem (dolnoprzepustowym, m.in. w celu usunięcia z przebiegu efektów przełączeń tranzystorów źródeł inwertorowych), pozwala na łatwą i szybką analizę przebiegu procesu – identyfikację znaczących przekroczeń parametrów, zaników łuku i zakłóceń, a po dalszych przekształceniach, nawet rozpoznanie niektórych niezgodności spawalniczych [10]. w przedstawionym przypadku, przy wyznaczaniu okresowej wartości skutecznej przebiegów prądu i napięcia przyjęto za podstawę czasu wartość 5 ms. rys. 4.  porównanie przebiegów prądu zarejestrowanych podczas spawania mag źródłem inwertorowym: a) wartości chwilowe niefiltrowane: b) wartości chwilowe niefiltrowane dla fragmentu przebiegu, c) wartości skuteczne filtrowane [10] fig. 4. the comparison of mag welding current waveforms with the use of inverter power source: a) non-filtered instantaneous values, b) marked piece of current waveform of a), c) filtered current rms values waveform [10] oznaczenie rms (ang. root.mean.square), stosowane na szeregu zaawansowanych miernikach pomiarowych, oznacza pomiar rzeczywistej wartości skutecznej sygnału przemiennego. typowo, woltomierze i amperomierze (multimetry) na zakresach dc (stałych jednokierunkowych) mierzą napięcie średnie, a większość mierników przebiegów zmiennych ac w ogóle nie uwzględnia składowej stałej (odcina kondensatorem, w tym tanie mierniki opisane jako true rms). poprawne wskazania dają tylko dla sinusoidalnych przebiegów przemiennych ac (obciążeń liniowych). dopiero dobrej klasy (i zwykle znacznie droższy) mierniki oznaczone symbolem true rms ac+dc pozwalają na pomiar przebiegów odkształconych (niesinusoidalnych) zawierających składową stałą i zmienną. na rysunku 5 zestawiono dwa odczyty napięcia dla fragmentu przebiegu pulsującego dc zarejestrowanego przez oscyloskop, przy dwóch nastawach pomiarowej multimetru: vdc (wartość średnia) i vrms ac+dc (z użyciem funkcji true rms ac+dc). jak widać, odczytane wartość są zgodne z przeliczeniami oscyloskopu, jednak wartość skuteczna true rms ac+dc dała wynik …niemal dwukrotnie większy! [7,8] a) b) c) a) b) analogicznie, wyznaczana jest wartość skuteczna napięcia. jak widać, wartość skuteczna określa parametry energetyczne mierzonego sygnału. 46 przegląd  spawalnictwa vol. 88 12/2016 podczas napawania metodą mag. program badań zakładał wykonanie dwóch grup napoin: – niemodyfikowanych, prostoliniowych, podczas pomiarów i rejestracji, – z kontrolowanymi, sztucznie wywoływanymi zakłóceniami przebiegu procesu. napawano na powierzchni płytek ze stali konstrukcyjnej st3s (s235) o wymiarach 50÷100x100 mm i grubości 3÷4 mm, metalicznie czystych i odtłuszczonych. wykorzystano drut elektrodowy g3si1 firmy esab o średnicy 0,8 i 1,0 mm oraz gaz osłonowy m21 (80% ar i 20% co2). badania prowadzono podczas zrobotyzowanego napawania różnymi odmianami metody mag, dostępnymi w sterowanym cyfrowo źródle inwertorowym tps 2700cmt firmy fronius (zachowano oryginalne oznaczenia przyjęte dla badanych źródeł): mag puls (spawanie prądem pulsującym), mag cmt (ang. cold.metal.transfer, odmiana niskoenergetyczna mag z pulsacją posuwu drutu elektrodowego) oraz mag synergic (spawanie łukiem niesterowanym, jednak z synergicznym sterowaniem parametrów wyjściowych źródła zasilania). w pierwszej kolejności wykorzystano następujący sprzęt monitorujący: – sterownik/rejestrator rcu 5000i (fronius) – rejestracja prądu i napięcia, – system wbudowany w układ sterowania robota irp-6 (zap robotyka – zakład inżynierii spajania pw) – rejestracja pracy robota oraz jednego, zewnętrznego kanału pomiarowego poprzez rs-232c; w badaniach wykorzystano multimetr metex m-4660a oraz hallotronową sondę prądową appa 32, – funkcje monitorująco – kontrolne wbudowane w źródło tps 2700cmt (fronius), – wirtualny przyrząd pomiarowy kwr1 oparty na zewnętrznej karcie daq firmy national instruments, przetwornikach pomiarowych prądu i napięcia (hallotronowych) oraz oprogramowaniu labview (kaseta pomiarowa, opracowanie własne zakładu inżynierii spajania pw); w badaniach wykorzystano do pomiarów i rejestracji prądu i napięcia (wartości średnich i skutecznych). do badań wytypowano ponadto następujące przyrządy pomiarowe (w nawiasie podano mierzone parametry oraz klasę w odniesieniu do wykonywanych pomiarów): – multimetr metex m-4660a (pomiar napięcia, klasa laboratoryjna), – multimetr metex m-3270d (pomiar napięcia, klasa laboratryjna/techniczna), – multimetr appa 305 (pomiar napięcia, pomiar wartości średniej i skutecznej ac+dc, vdc klasa laboratoryjna, vrms ac+dc klasa techniczna), – multimetr yokogawa ty720 (pomiar napięcia, pomiar wartości średniej i skutecznej ac+dc, vdc klasa laboratoryjna, vrms ac+dc klasa laboratoryjna/techniczna), – miernik cęgowy tes 3060 (pomiar prądu, klasa techniczna), rys. 5. porównanie odczytów napięcia dla fragmentu przebiegu zarejestrowanego przez oscyloskop przy nastawie pomiarowej multimetru: a) vdc, b) vrms ac+dc [8] fig. 5. the comparison of welding voltage waveform values recorded by oscilloscope with the readouts on multimeter under settings: a) vdc, b) vrms ac+dc [8] w przypadku mierników z funkcją true rms ac+dc należy sprawdzić w jak szerokim zakresie częstotliwości uzyskiwany będzie dobrej jakości (dokładności) wynik pomiarów. w tablicy i przedstawiono przykładową charakterystykę użytkową wysokiej klasy multimetru laboratoryjnego na zakresie vrms ac+dc (yokogawa ty720). dokładność i rozdzielczość pomiaru, w rozbiciu na kolejne zakresy częstotliwości mierzonego sygnału opisana została ogólnym wzorem na błąd bezwzględny (uchyb): ∆x= ±[(klasa dokładności • wskazanie)/100 + + waga ostatniej cyfry)] pierwszy człon wzoru odzwierciedla klasę przyrządu na danym zakresie i odnosi się do zmierzonego wskazania, drugi zaś uwzględnia wagę ostatniej cyfry (najmniejszej dającej się odczytać, zwykle jej wielokrotność). multimetry można przy tym zakwalifikować do klasy laboratoryjnej (0.05÷0,5), technicznej (1,0÷1,5) i wskaźnikowej (pozostałe) [4]. prace eksperymentalne celem eksperymentów była analiza i badania wybranych spawalniczych systemów nadzoru i monitorowania, zarówno zewnętrznych jak i wbudowanych w wytypowane urządzenia oraz konfrontacja wyników pomiarów prądu i napięcia podczas stosowania różnych przyrządów pomiarowych zakres rozdzielczość dokładność dla danych częstotliwości 10hz-20hz 20hz-1khz  1khz-10khz 10khz-20khz 20khz-50khz 50khz-100khz 5v 0.0001v ± (1.5% + 10) ± (0.5% + 10) ± (1% + 10) ± (2% + 10) ± (5% + 20) 50v 0.001v 500v 0.01v 1000v 0.1v tablica i. dokładność multimetru laboratoryjnego na zakresie vrms ac+dc (yokogawa ty720) table i. the accuracy of laboratory multimeter on the range vrms ac+dc (yokogawa ty720) 47przegląd  spawalnictwa vol. 88 12/2016 – miernik cęgowy appa 138 (pomiar prądu, pomiar wartości średniej i skutecznej ac+dc, klasa techniczna), – sonda prądowa appa 32 (klasa techniczna), – przetworniki hallotronowe wbudowane w kasetę przyrządu wirtualnego kwr1, – oscyloskop siglent sds1072cml 70mhz (rejestracja i pomiar prądu i napięcia, pomiar wartości średniej i skutecznej ac+dc), – mierniki wbudowane do źródła spawalniczego tps 2700cmt (klasa wskaźnikowa). prąd spawania mierzono na przewodzie masowym. napięcie łuku kontrolowano pomiędzy podajnikiem drutu elektrodowego a miejscem podłączenia masy do obrotowego stołu spawalniczego. po wstępnej serii prostoliniowych, niezakłóconych napoin wykonywanych różnymi odmianami metody mag przystąpiono do celowego wywoływania zakłóceń. w pierwszej kolejności napoina testowa układana była poprzecznie na napoinach leżących w 15-o milimetrowych odstępach. rezultaty, na przykładzie próby nr 11 (mag cmt, nastawa prądu 120a, nastawa napięcia 11,5v, prędkość napawania 0,3m/min, średnica drutu 1,0 mm), pozwoliły na sformułowanie szeregu ogólnych spostrzeżeń dotyczących badanych systemów monitorujących (rys. 6): 1. komercyjny system rcu 5000i rejestrował parametry przekazywane wprost ze źródła spawalniczego. zapisane na karcie sd odczytywano w dedykowanym oprogramowaniu fronius xplorer, gdzie mogły być wyświetlane w postaci wykresów z uwzględnieniem wartości minimalnych, maksymalnych i średnich (rys. 6/a,b) lub eksportowane do formatu excel. widać, że przyjęta metoda uśredniania i prezentacji pozwala na szybką i skuteczną ocenę stabilności procesu (widać zakłócenia spowodowane napawaniem na nierównym podłożu) oraz ewentualnych przekroczeń wartość dopuszczalnych. 2. system wbudowany robota irp-6 bazuje na zewnętrznym multimetrze metex m-4660a i sondzie prądowej appa 32. wskazania miernika zapisywane są w pliku tekstowym razem ze szczegółowymi informacjami o pracy robota. przytoczony fragment raportu wskazuje na ok. 1hz częstotliwość przesyłania danych pomiarowych z multimetru, opatrzonych datą i czasem wystąpienia: 2015-11-09 19:14:32 start systemu 2015-11-09 19:14:44 wy[7]=0 – kasowanie błędu 2015-11-09 19:14:45 0:170 skok 2015-11-09 19:14:45 0:10 poz (…) 2015-11-09 19:16:32 pomiar dc-0.0001 v 2015-11-09 19:16:33 pomiar dc 0.0013 v 2015-11-09 19:16:33 pomiar dc 0.1753 v 2015-11-09 19:16:34 pomiar dc 0.1917 v 2015-11-09 19:16:45 pomiar dc 0.1931 v dane z raportu eksportowano do programu excel, gdzie były przeliczane zgodnie z przełożeniem sondy prądowej i nanoszone na wykres (rys. 6/c). widać, ze przyjęta rozdzielczość rejestracji nie była wystarczająca do ujawnienia niestabilności napawania, maskując je. z drugiej strony, otrzymano łatwy do szybkiej oceny i obliczeń energii liniowej obraz, zbliżony do doraźnych odczytów z ręcznych mierników prądu i napięcia. 3. zamrożony widok ekranu oscyloskopu można było zapisać do pliku jpg lub eksportować wartości chwilowe do formatu cvs, np. w celu dalszej obróbki w środowisku ms excel (rys. 6/d). tego typu narzędzie pomiarowe nie sprawdza się podczas długotrwałych rejestracji (ograniczenia układów pamięci), a służą przede wszystkim do ujawniania szczegółów wewnątrz przebiegów. z drugiej strony, zaopatrzone w wszechstronne możliwości przekształcania i filtrowania oraz obliczeń pozwalają na zaawansowana analizę urządzenia i procesu. 4. wirtualny przyrząd pomiarowy kwr1, dzięki sterującej aplikacji napisanej w środowisku labview, może symulować pracę dowolnego z omówionych narzędzi (rys. 6/e). największy potencjał ujawnia się jednak podczas zaawansowanych przekształceń, jak fft, histogramy czy wyodrębnienia wartości skutecznych, na potrzeby zautomatyzowanej analizy procesu, w tym identyfikacji zaburzeń i niezgodności [6,10]. jednym z ciekawszych eksperymentów były próby symulowanego przepalenia, wywoływanego nieprzelotowymi nawiertami na spodniej (graniowej) stronie próbek, pokrywającymi się trajektorią napawania (rys. 7/a). rezultaty, na przykładzie próby nr 15 (mag puls, nastawa prądu 115a, nastawa napięcia 20,5v, prędkość napawania 0,36 m/min, średnica drutu 1,0 mm, dwa nawierty) pozwoliły na sformułowanie szeregu kolejnych spostrzeżeń dotyczących porównywanych systemów monitorujących: 1. komercyjny system rcu 5000i wskazał, w chwili pojawienia się przepaleń, spadki wartości prądu oraz nagłe, szpilkowe wzrosty napięcia, wskazujące na obecność istotrys. 6. przebiegi zarejestrowane podczas napawania zakłóconego napoinami poprzecznymi: a) prąd spawania, rcu 5000i, b) napięcie łuku rcu5000i, c) prąd spawania, robot irp-6, d) prąd spawania, oscyloskop siglent sds1072cml, przetworzone przez ms excel, e) prąd spawania i napięcie łuku w fazie początkowej, wirtualny przyrząd pomiarowy kwr1, aplikacja labview fig. 6. welding current and voltage waveforms recorded while surfacing disturbed by transverse surface weld: a) welding current, rcu 5000i, b) arc voltage rcu 5000i, c) welding current, robot irp-6, d) welding current, oscilloscope siglent sds 1072cml, transformed by ms excel, e) welding current and arc voltage during starting phase, virtual measuring unit kwri in labview application a) b) c) d) e) 48 przegląd  spawalnictwa vol. 88 12/2016 nych zakłóceń. niezwykle pomocne okazały się w tym przypadku dodatkowe linie pokazujące wartości minimalne i maksymalne (rys. 7/b,c). z drugiej strony, podobne obrazy zmian prądu i napięcia mogą być spowodowane innymi zakłóceniami i w konsekwencji powodować różne niezgodności spawalnicze. 2. pomimo uproszczonego toru pomiarowego, również system wbudowany robota irp-6 ujawnił wystąpienie zaburzeń procesu poprzez nieznaczne obniżenie przebiegu prądu spawania w chwilach wystąpienia przepaleń (rys. 7/d). 3. zarówno oscyloskop, jak i wirtualny przyrząd pomiarowy także ujawniły wystąpienie poważnych zaburzeń (rys. 7/e), dając materiał do dalszej obróbki i badań, w tym tak oczekiwanego automatycznego rozpoznawania i identyfikacji niezgodności spawalniczych [6,10]. rys.  7.  przebiegi zarejestrowane podczas napawania zakłóconego nawiertami powodującymi dwa przepalenia: a) widok napoiny, b) prąd spawania, rcu 5000i, c) napięcie łuku rcu5000i, d) prąd spawania, robot irp-6, e) prąd spawania i napięcie łuku, wirtualny przyrząd pomiarowy kwr1, aplikacja labview fig. 7. welding current and voltage waveforms recorded while surfacing disturbed by two weld burn through: a) surface weld view, b) welding current, rcu 5000i, c) arc voltage rcu 5000i, d) welding current, robot irp-6, e) welding current and arc voltage during starting phase, virtual measuring unit kwri in labview application nastawy sterujące   arc break watchdog [s] h [mm] s [mm] 0,20 18,4 6,0 0,10 12,5 5,6 0,01 8,6 5,3 tablica ii.  nastawy sterujące funkcji „arc break watchdog” (fronius) oraz długość wysuniętego drutu (h) i odległość od krawędzi blachy (s) table  ii.  control settings of the function “arc break watchdog” (fronius) and welding electrode stick out (h) and its distance from plate edge (s) kolejne eksperymenty polegały na wykorzystaniu funkcji monitorująco – kontrolnych wbudowanych w źródło tps 2700cmt. procedura „arc break watchdog” pozwala na automatyczne rozpoznawanie przepalenia i reakcję obronną – zatrzymanie procesu. w tym celu powtórzono wcześniej omówioną próbę nr 15 z dodaniem a) c) d) e) b) funkcji arc i zmiennymi nastawami sterującymi (tabl. ii). niestety, w żadnym z przypadku nie uzyskano zadowalającego rezultatu. w celu sprawdzenia przyczyn małej skuteczności, przeprowadzono dodatkowy test napawania na krawędzi blachy – z kontynuacją ruchu robota i procesu pomimo zejścia z próbki (rys. 8). każdorazowo mierzono długość wysuniętego odcinka drutu (h) i odległość od krawędzi blachy (s), jaką przebywał robot do zatrzymania (robot połączony ze źródłem interfejsem rob 3000 zatrzymywał ruch z chwilą awaryjnego wyłączenia łuku). widać, że nawet minimalna nastawa funkcji kontrolnej powodowała wyraźne „opóźnienie” reakcji układu (tabl. ii, rys. 8/c). powodem może być, oprócz naturalnych opóźnień komunikacyjnych oraz reakcji napędzanych mechanizmów robota i podajnika drutu, także zaobserwowane zjawisko niewielkiego ugięcia łuku, podtrzymujące jego trwanie jeszcze chwilę poza krawędzią blachy. pozytywny rezultat próby uzyskano dopiero podczas napawania na obwodzie cienkościennego, stalowego płaszcza (grubość blachy 0,8 mm, średnica ok. 200 mm). uznano, że warunkiem skutecznego zadziałania funkcji kontrolnej arc jest dostatecznie duży otwór w skutek przepalenia oraz brak możliwości podtrzymania jarzenia łuku np. podkładką od strony grani, elementami oprzyrządowania czy spawanej konstrukcji. drugą, przetestowaną wbudowana funkcją monitorującą źródła tps 2700cmt była procedura ito (ang. ignition.time-out), służąca do wykrywania niezajarzenia łuku. w przypadku braku łuku urządzenie, po odwinięciu nastawionej długości drutu, zatrzymuje proces i wyświetla odpowiedni komunikat. w praktyce może to uchronić np. przed zapętleniem drutu w podajniku, a nawet wewnątrz pancerza prowadzącego do uchwytu elektrodowego. w tym przypadku wykazano wysoką skuteczność działania funkcji kontrolnej. w trakcie badań ujawniono niekiedy bardzo duże rozbieżności w wartościach średnich prądu i napięcia wskazywanych przez niektóre systemy i mierniki. w następstwie stwierdzonych różnic przeprowadzono dalsze badania porównawcze dla wytypowanych mierników. pomiary wykonywano podczas prostoliniowego, niezakłóconego napawania różnymi odmianami metody mag. w roli przyrządu odniesienia wykorzystano oscyloskop siglent sds1072cml 70mhz i dostępne w nim funkcje obliczeniowe, w tym wyznaczania wartości średniej i średniej skutecznej ac+dc dla zadanego przebiegu (rys. 9). w tablicach iii do v zestawiono wybrane wyniki pomiarów. jak można zauważyć, zarówno wartości prądu spawania jak i napięcia łuku otrzymane podczas pomiaru poszczególnymi miernikami różniły się. przyczyną są zarówno różnice klas dokładności poszczególnych przyrządów, zastosowane w nich metody uśredniania wyników oraz moment dokonania pomiaru (starano się 49przegląd  spawalnictwa vol. 88 12/2016 dokonywać odczytów przez kilka osób równocześnie). największe różnice dotyczyły jednak przyjętej metody uśredniania wyników. za każdym razem wyniki pomiarów wartości średniej (podstawowa funkcja typowych mierników technicznych) są znacznie niższe niż wartości średnich skutecznych (nastawy true rms ac+dc). w odniesieniu do pomiarów napięcia największe różnice odnotowano przy metodzie mag cmt (różnica ok. 6v), prąd najbardziej różnił się podczas napawania metodą mag puls (różnica ok. 30a). najbardziej wyrównane wskazania otrzymano dla napawania podstawową, niesterowaną odmianą mag synergic. jak widać, charakter nieliniowego odkształcenia mierzonych sygnałów miał w tym wypadku decydujący wpływ na zmierzone wartości. metoda mag synergic, niezależnie od sposobu przechodzenia kropli w łuku (zwarciowego czy natryskowego), charakteryzująca się mniejszym stopniem i dynamiką odkształcenia przebiegów prądu i napięcia w stosunku do odmiany cmt czy prądu pulsującego mag puls, dała najmniej zróżnicowane wyniki pomiarów. rys. 9. widok zarejestrowanego przebiegu zmian prądu i napięcia podczas napawania metodą mag cmt z aktywną funkcją obliczeniową wartości średnich (prawa strona ekranu) fig. 9. screen view of current and voltage waveforms recorded during mag cmt surfacing with average values showed on left hand side a) c)b) rys.  8.  długość wysuniętego drutu (h) i odległość od krawędzi blachy (s) podczas testów dla poszczególnych nastaw funkcji „arc break watchdog”: a) 0,20s, b) 0,10s, c) 0,01s fig. 8. welding electrode wire stickout (h) and its distance from plate edge (s) during tests of such functions as “arc break watchdog”: a) 0.20sec, b) 0.10sec, c) 0.01sec mag cmt prąd spawania [a] napięcie łuku [v] wartość średnia wartość skuteczna  ac+dc wartość średnia wartość skuteczna  ac+dc wskaźniki źródła tps 2700cmt 95,0 – 13,6 – cęgi tes 3060 97,7 – – – cęgi appa138 95,8 113,0 – – yokogawa ty720 – – 14,1 20,3 oscyloskop 94,0 108,0 14,4 20,1 tablica iii. zmierzone wartości prądu spawania i napięcia łuku podczas napawania metodą mag cmt (nastawiono 96a, 12,7v, średnica drutu 0,8 mm, prędkość spawania 7,5 mm/s) table iii.  measured values of welding current and arc voltage during mag cmt surface welding (settings: current 96a, voltage 12.7v, wire dia. 0.8 mm, welding speed 7.5 mm/sec) tablica iv. zmierzone wartości prądu spawania i napięcia łuku podczas napawania metodą mag puls (nastawiono 60a, 20,2v, średnica drutu 0,8 mm, prędkość spawania 7,5 mm/s) table iv.  measured values of welding current and arc voltage during mag puls surface welding (settings: current 60a, voltage 20.2v, wire dia. 0.8 mm, welding speed 7.5 mm/sec) mag puls prąd spawania [a] napięcie łuku [v] wartość średnia wartość skuteczna  ac+dc wartość średnia wartość skuteczna  ac+dc wskaźniki źródła tps 2700cmt 61,0 – 22,2 – cęgi tes 3060 62,3 – – – cęgi appa138 60,5 94,5 – – yokogawa ty720 – – 21,2 24,6 oscyloskop 60,0 90,0 20,8 24,0 50 przegląd  spawalnictwa vol. 88 12/2016 literatura [1] cegielski p., kolasa a., sarnowski t., silbert b. „koncepcja systemów monitorowania spawalniczych stanowisk zrobotyzowanych” przegląd spawalnictwa, 8-10/2002, str. 181-184. [2] cegielski p., kolasa a., sarnowski t., silbert b., michalis a. „system interfejsów sterujących i monitorowania zrobotyzowanego spawania łukowego” przegląd spawalnictwa, 5-7/2004, str. 85-88. [3] cegielski p. „pomiary w procesach spawalniczych cz.1” przegląd spawalnictwa 7/2016, str. 52-53 [4] cegielski p. „pomiary w procesach spawalniczych cz.2” przegląd spawalnictwa 11/2016, str. 53-54. [5] cegielski p., kolasa a., skrzyniecki k., kołodziejczak p. "komputerowy system do badań właściwości statycznych i dynamicznych źródeł energii elektrycznej do spawania łukowego" przegląd spawalnictwa 1/2012, str. 3-9. [6] cegielski p., skrzyniecki k., kolasa a., kołodziejczak p. „badania stabilności układu łuk – urządzenie zasilające w warunkach symulowanych zakłóceń procesu spawania metodą mag” przegląd spawalnictwa 4/2013, str. 18-27. [7] doliński j. „multimetry trms” elektronika praktyczna 9/2009, str.77-83. [8] doliński j. „świadomość pomiarów” elektronika praktyczna 10/2014, str. 83-85. [9] jemielniak k. "techniki wytwarzania 2. część 7. automatyczna diagnostyka stanu narzędzia i procesu skrawania", materiały pomocnicze do ćwiczeń, zakład automatyzacji, obrabiarek i obróbki skrawaniem pw. [10] kolasa a., cegielski p., skrzyniecki k. sprawozdanie merytoryczne z realizacji projektu badawczego własnego n n503 206339/2063/b/ t02/2010/39 „badanie zależności pomiędzy zjawiskami zachodzącymi w łuku spawalniczym w różnych odmianach metody mag, a parametrami elektrycznymi układu łuk urządzenie spawalnicze”, politechnika warszawska 12/2013. [11] kurs aktualizacji wiedzy dla europejskiego inżyniera spawalnika. instytut spawalnictwa, gliwice 1998. [12] luksa k., fitrzyk j., szpakowski e. „analiza parametrów metodą wykrywania zakłóceń procesu spawani” przegląd spawalnictwa 11/2012, str. 29-34. [13] strona internetowa: http://www.iso9001.org.pl/iso_wymagania_dla_ procesow_spawania (stan na 12.2016). podsumowanie badania potwierdziły przydatność spawalniczych systemów monitorujących do bieżącej analizy i kontroli procesu. przewaga choćby najprostszej rejestracji (jak w robocie irp-6) nad ręcznym, chwilowym pomiarem jest oczywista. możliwe stało się ujawnienie poważnego zakłócenia (skutkującego przepaleniem). oscyloskopy i wirtualne narzędzia pomiarowe dają wgląd w szczegółowy obraz zmian prądu i napięcia, maja jednak głównie znaczenie badawcze. w tym wypadku oczekiwana jest komercyjna, skuteczna metoda rozpoznawania niezgodności spawalniczych m.in. na podstawie zaburzeń prądu spawania i napięcia łuku. wbudowane systemy monitorująco – nadzorujące, jak testowana funkcja arc, są cennym uzupełnieniem systemów monitorujących, jednak ich praktyczne wykorzystanie wymaga szczegółowej analizy oraz doświadczenia operatora. podczas pomiarów parametrów elektrycznych obwodu spawalniczego pojawia się szereg problemów, takich jak okresowo zmienne odkształcenia mierzonych wartości, odkształcenia niesinusoidalne, sygnały wykraczające poza pasmo pomiarowe typowych mierników, a także różne zakłócenia i tętnienia, których nie można ignorować. praktyka pomiarów elektrycznych wskazuje, że dla silnie odkształconych przebiegów niesinusoidalnych wskazane są pomiary wartości skutecznej. w trakcie badań stwierdzono nawet kilkudziesięcioprocentowe różnice pomiędzy wartościami prądu oraz napięcia mierzonym uśrednianymi arytmetycznie i do wartości skutecznej. wartości skuteczne zawsze były znacznie wyższe, a więc i wielkości energii liniowej obliczone według takiej metody znacznie by się różniły od wyznaczanych podczas tradycyjnego pomiaru. wykazano przy tym, że zarówno wskaźniki na płycie czołowej źródła tps 2700cmt, dedykowany rejestrator rcu 5000i, jak i podstawowe mierniki prądu i napięcia nie mierzą wartości skutecznej. tego typu pomiar jest domeną przyrządów zaawansowanych, oscyloskopów czy też badawczych systemów wirtualnych. pozostaje zatem nadal korzystać z podstawowej metody uśredniania, mając jednocześnie świadomość, że różnica w wynikach pomiarów pogłębia się w miarę pojawiania nowych, sterowanych odmian procesu mig/mag. tablica v. zmierzone wartości prądu spawania i napięcia łuku podczas napawania metodą mag synergic (nastawiono 80a, 16,4v, średnica drutu 0,8 mm, prędkość spawania 7,5 mm/s) table v. measured values of welding current and arc voltage during mag synergic surface welding (settings: current 80a, voltage 16.4v, wire dia. 0.8 mm, welding speed 7.5 mm/sec) mag synergic  prąd spawania [a] napięcie łuku [v] wartość średnia wartość skuteczna  ac+dc wartość średnia wartość skuteczna  ac+dc wskaźniki źródła tps 2700cmt 82,0 – 17,2 – cęgi tes 3060 85,0 – – – cęgi appa138 82,4 90,6 – – yokogawa ty720 – – 17,3 20,5 oscyloskop 84,1 88,0 17,6 20,8 201303_pspaw_ghik.pdf 2 przegląd spawalnictwa 3/2013 marek blicharski prof. dr hab. inż. marek blicharski – agh akademia górniczo-hutnicza. streszczenie wpracy przedstawiono zmiany mikrostruktury w połączeniach spawanych materiałów o różnej strukturze krystalicznej. opisano materiały stosowane do budowy kotłów energetycznych. omówiono tworzenie się struktury podczas krzepnięcia stali austenitycznych. zwracając szczególną uwagę na wpływ składu chemicznego na fazy tworzące się bezpośrednio z cieczy oraz na zmiany w mikrostrukturze podczas chłodzenia z temperatury krzepnięcia do temperatury pokojowej. przedstawiono ponadto wykresy umożliwiające przewidywanie tworzącej się mikrostruktury w spoinie materiałów różnoimiennych w oparciu o skład chemiczny łączonych stali i zastosowanego spoiwa. abstract the work deals with microstructure in welded joints of materials with different crystal structures. the materials used for construction of power plant boilers were investigated. the development of microstructure during solidification of austenitic stainless steels was discussed. in particular, an emphasis was put on the influence of chemical composition on phases forming directly form the liquid state and changes in microstructure occurring during cooling from solidification temperature to room temperature. in addition, diagrams allowing for the prediction of microstructure forming in welded joint between dissimilar materials were presented. the prediction was based on the chemical composition of the welded steels and applied filler metal. zmiany mikrostruktury w połączeniach spawanych różnoimiennych materiałów stosowanych w energetyce microstructure changes in dissimilar metal joint  for power plants wstęp w elektrowniach i elektrociepłowniach możliwość stosowania pary wodnej o wyższej temperaturze i ciśnieniu przekłada się na większą sprawność cieplną, a zatem na tańsze wytwarzanie energii. zwiększenie temperatury pary z 540 do 650oc oraz jej ciśnienia z 18 do 30 mpa umożliwia 10% wzrost sprawności urządzeń elektroenergetycznych. temperatura i ciśnienie pary wynikają z wytrzymałości na pełzanie oraz odporności na korozję i utlenianie materiałów stosowanych na najbardziej obciążone elementy kotła [1÷6]. odporność na korozję zapewnia stalom głównie chrom. dlatego ze wzrostem temperatury pracy elementu stalowego konieczne jest zwiększenie w stali jego zawartości. wytrzymałość na pełzanie metali zwiększają pierwiastki substytucyjne w roztworze oraz stabilne cząstki innej fazy. szybkość dyfuzji pierwiastków substytucyjnych jest w austenicie ok. 100 razy mniejsza niż w ferrycie. dlatego stale o osnowie austenitycznej mają większą wytrzymałość na pełzanie niż stale ferrytyczne. ich wadą jest wysoki koszt ze względu na dużą zawartość ni oraz duży współczynnik rozszerzalności cieplnej i mała przewodność cieplna, a rury kotłowe są wymiennikami ciepła. elementy kotłów elektroenergetycznych są łączone przez spawanie, a trwałość kotła jest zwykle warunkowana jakością połączeń spawanych [7]. dlatego podstawową właściwością technologiczną materiałów stosowanych na kotły elektroenergetyczne jest ich spawalność. wytrzymałość na pełzanie wybranych stali ferrytycznych i austenitycznych oraz stopów ni stosowanych na rury kotłowe przedstawiono na rysunku 1 [6]. widać, że w kotłach elektroenergetycznych stale ferrytyczne mogą być stosowane do temperatury nieprzekraczającej 625oc, a stale austenityczne do temperatury 675oc. dlatego na elementy kotłów pracujące w temperaturze powyżej 675oc niezbędne są stopy na osnowie ni. z badań wynika, że umacniany wydzieleniowo nadstop na osnowie ni, inconel 740, może być stosowany do temperatury pary 760oc i ciśnienia 35 mpa [6]. 3przegląd spawalnictwa 3/2013 często wymagania stawiane poszczególnym elementom konstrukcji nie są takie same. na przykład w kotłach elektroenergetycznych rury na wymienniki ciepła pracujące w najwyższej temperaturze i z parą o największym ciśnieniu są wykonywane ze stali odpornych na korozję austenitycznych lub ze stopów na osnowie ni, a rury eksploatowane w niższej temperaturze – ze stali niskostopowej lub niestopowej. rury ze stali ferrytycznych są spawane z rurami z materiałów austenitycznych. ponadto coraz częściej elementy kotłów pracujące w najbardziej agresywnych środowiskach są wykonywane ze stali niestopowej lub niskostopowej, a w celu ochrony przed korozją lub korozjoerozją są powlekane przez napawanie nadstopami na osnowie ni [8]. wytwarzanie powłok przez napawanie jest metodą spawania materiałów różnoimiennych. czas zniszczenia takich połączeń podczas pracy zależy m.in. od warunków pracy, parametrów spawania i rodzaju łączonych materiałów. ogólnie przyczyną ich zniszczenia jest duża różnica współczynników rozszerzalności cieplnej spowodowana składem chemicznym i mikrostrukturą oraz różnica wytrzymałości na pełzanie łączonych materiałów. stale odporne na pełzanie stale odporne na pełzanie, ze względu na strukturę, dzieli się zwykle na stale ferrytyczne (martenzytyczne) i stale austenityczne. stale ferrytyczne stale ferrytyczne charakteryzują się dobrymi wysokotemperaturowymi właściwościami wytrzymałościowymi przy umiarkowanym koszcie – ich skład chemiczny zmienia się w szerokim zakresie od stali niestopowych do stali zawierających 9÷12% cr oraz w mniejszych ilościach wiele innych pierwiastków stopowych, takich jak: mo, w, v, nb, ti, cu, co, b i n. odporność na korozję i utlenianie w podwyższonej temperaturze zależy głównie od zawartości cr w stali. dużą wytrzymałość na pełzanie uzyskuje się natomiast dzięki mikrostrukturze wysoko odpuszczonego martenzytu z równomiernie rozmieszczonymi drobnymi wydzieleniami o dużej gęstości i małej skłonności do koagulacji. głównymi stalami stosowanymi od ponad pięćdziesięciu lat na elementy kotłów elektroenergetycznych, których temperatura pracy nie przekracza 565oc, są stale o składzie: 2,25% cr i 1% mo (10crmo9-10) oraz 1,0% cr i 0,5% mo (13crmo4-5). w warunkach wymagających większej odporności na korozję stosowane są stale zawierają 5% cr lub 9÷12% cr. jednak stal wysokochromowa ma mniejszą wytrzymałość na pełzanie i granicę pełzania niż stal niskochromowa [2]. do stali z dodatkiem cr i mo dodawany jest często v, a niekiedy również nb i ti. pierwiastki te tworzą węgliki i węglikoazotki powodujące zwiększenie wytrzymałości na pełzanie. stale z dodatkiem 9÷12% cr odporność na pełzanie stali zawierających 9÷12% cr najbardziej efektywnie zwiększają pierwiastki o dużym powinowactwie do węgla, tj. v, nb, mo i w. pierwiastki te stabilizują ferryt. dlatego, aby uzyskać w pełni austenityczną mikrostrukturę w temperaturze przemiany, należy zrównoważyć ich ferrytotwórczy wpływ przez dodanie pierwiastków o działaniu przeciwnym, tj. stabilizujących austenit, takich jak: ni, mn, co, cu lub n. innymi czynnikami determinującymi skład chemiczny stali zawierających 9÷12% cr są temperatura ms i temperatura tworzenia się austenitu (maksymalna temperatura odpuszczania). w przypadku zbyt niskiej temperatury ms przemiana austenitu nie jest pełna po ochłodzeniu stali do temperatury pokojowej. natomiast temperatura odpuszczania powinna być wyższa od temperatury, do jakiej stal się nagrzewa podczas eksploatacji. stale odporne na korozję ze względu na mikrostrukturę wyróżnia się stale odporne na korozję: austenityczne, ferrytyczne, martenzytyczne, ferrytyczno-austenityczne i umacniane wydzieleniowo. natomiast ze względu na zastosowanie – stale: nierdzewne, żarowytrzymałe (odporne na pełzanie) i żaroodporne. zawartość węgla w stalach żarowytrzymałych jest, ogólnie biorąc, większa niż w stalach odpornych na korozję, gdyż tworzące się węgliki zwiększają odporność na pełzanie. jednak w celu zapewnienia odpowiedniej spawalności zawartość węgla nie przekracza zwykle 0,2%. w energetyce stosowane są głównie stale odporne na korozję austenityczne i znacznie rzadziej ferrytyczne. rys. 1. wytrzymałość na pełzanie stali z zawartością 9÷12% cr, stali austenitycznych i wybranych stopów na osnowie ni [6] fig. 1. creep strength of steele with 9 to 12% cr, austenitic stainless steels and some ni based alloys [6] stale z 9÷12% cr stale austenityczne 4 przegląd spawalnictwa 3/2013 dlatego tylko te dwie grupy stali odpornych na korozję zostaną omówione. podstawowym pierwiastkiem stali odpornych na korozję jest chrom, który w obecności tlenu tworzy na powierzchni stali szczelną i niewidoczną warstwę, nazywaną warstwą pasywną, tlenku bogatego w chrom. warstwa tlenku, oddzielając podłoże od otoczenia, chroni je przed utlenianiem. ponadto charakteryzuje się zdolnością do odtwarzania w wielu środowiskach. ze wzrostem zawartości chromu w stali zwiększa się jej odporność na korozję. dlatego przyjęto, że do stali odpornych na korozję zalicza się stale zawierające co najmniej 10,5% chromu [9]. przy omawianiu mikrostruktury i przemian fazowych w stali pożyteczne są wykresy fazowe, pozwalające przewidzieć fazy występujące w stali. przy korzystaniu z nich należy jednak być świadomym tego, że liczba pierwiastków występujących w stali jest zwykle większa niż liczba składników, dla których dotychczas opracowano wykresy fazowe. ponadto w stalach nie osiąga się stanu równowagi ze względu na powolną kinetykę przemian fazowych, szczególnie w niskiej temperaturze. wykres fe-cr układ żelazo-chrom należy do typu wykresów z zamkniętym polem austenitu, a zakres austenitu zamyka się przy 11,2 % cr (rys. 2) [10]. pierwiastki c, n, ni, mn, cu i co rozszerzają zakres występowania austenitu do większej zawartości cr. szczególnie duży wpływ mają tu węgiel i azot (rys. 3) [11]. w ferrycie chromowym poniżej temperatury 830oc wydziela się krucha faza σ zawierająca ok. 45% cr (rys. 2). faza σ, o umownym wzorze fecr, ma tetragonalną strukturę krystaliczną z 30 atomami na komórkę elementarną i stosunkiem c/a ok. 0,52. twardość fazy σ w stopach fe-cr wynosi ok. 68 hrc. na wykresie fazowym po obu stronach fazy σ znajdują się szerokie obszary dwufazowe. w stopach fe-cr zawierających powyżej 14% cr, w zakresie temperatury 400÷550oc, tworzy się faza α’ o dużej zawartości chromu, strukturze krystalicznej rpc i parametrze komórki tylko nieznacznie większym niż parametr komórki osnowy ferrytycznej bogatej w żelazo. obecność fazy αʹ w stali powoduje jej kruchość, nazywaną kruchością 475oc, ponieważ faza αʹ wydziela się najszybciej w tej temperaturze. wykres fe-ni wykres fe-ni jest wykresem z otwartym polem austenitu (rys. 4) [10]. nikiel bardzo obniża temperaturę a3, przy czym zakres dwufazowy α + γ jest dość szeroki. przemiana austenitu w ferryt podczas chłodzenia jest bardzo powolna, dlatego można łatwo uzyskać znaczne przechłodzenie austenitu. wykres fe-cr-ni przekroje pionowe przez wykres potrójny fe-cr-ni dla wybranych zawartości fe zamieszczono na rysunku 5 [12]. maksymalna temperatura występowania fazy σ w stopach fe-cr-ni jest wyższa niż w stopach fe-cr i wynosi ok. 950÷960oc. rys. 2. wykres fazowy fe-cr [10] fig. 2. the fe-cr phase diagram [10] rys. 3. wpływ zawartości c i n na zakres występowania austenitu na wykresie fazowym fe-cr [11] fig. 3. effect of c and n on gamma loop in the fe-cr alles [11] rys. 4. wykres fazowy fe-ni [10] fig. 4. the fe-ni phase diagram [10] 5przegląd spawalnictwa 3/2013 pierwiastki stopowe w stalach odpornych na korozję chrom jest jedynym pierwiastkiem koniecznym do wytworzenia na stali pasywnej warstwy tlenku cr2o3. inne pierwiastki mogą zwiększać efektywność chromu w tworzeniu i utrzymywaniu warstwy pasywnej, ale nie mogą bez chromu zwiększyć jej odporności na korozję. większa zawartość cr w stali pogarsza jednak jej właściwości mechaniczne i wytwórcze, w tym spawalność. nikiel do stali odpornych na korozję jest dodawany głównie w celu otrzymania mikrostruktury austenitycznej. zwiększa przyczepność warstwy tlenku cr2o3 do podłoża metalowego i zmniejsza szybkość dyfuzji kationów w warstwie tlenku. korzystnym efektem dodatku ni jest zwiększanie odporności na pękanie zarówno stali martenzytycznych, jak i ferrytycznych. dodatek 2% ni do stali ferrytycznej o dużej zawartości cr obniża znacznie temperaturę przejścia stali w stan kruchy. niestety zmniejsza jednocześnie odporność na pękanie naprężeniowo-korozyjne, której minimum występuje przy zawartości 8÷12% ni. molibden w połączeniu z cr i n jest bardzo efektywny w stabilizowaniu warstwy pasywnej w obecności chlorków. szczególnie efektywnie zwiększa odporność na korozję wżerową i szczelinową, a ponadto zwiększa wytrzymałość wysokotemperaturową stali austenitycznych. węgiel zwiększa wytrzymałość stali martenzytycznych. z wyjątkiem tych stali i stali do zastosowań wysokotemperaturowych jest szkodliwy, gdyż zmniejsza ich odporność na korozję międzykrystaliczną. znacznie zmniejsza też odporność na pękanie stali ferrytycznych. azot stabilizuje austenit i umacnia go zarówno roztworowo, jak i wydzieleniowo dzięki tworzeniu azotków. dlatego, dodając do stali austenitycznych n, można w nich zmniejszyć zawartość ni i jednocześnie zwiększyć wytrzymałość. do stali jest dodawany zwykle z molibdenem w celu zwiększenia odporności na korozję rys. 5. przekrój pionowy przez wykres potrójny fe-cr-ni dla: a) 70% fe, b) 60% fe [12] fig. 5. vertical selection through the fe-cr-ni termary system for: a) 70% fe b) 60% fe [12] wżerową i szczelinową w roztworach chlorków. zwiększa spawalność stali dwufazowych (ferrytyczno-austenitycznych, dupleks), ponieważ przyspiesza tworzenie się austenitu. w stalach austenitycznych i dwufazowych jest pożądanym pierwiastkiem stopowym, natomiast w stalach ferrytycznych jest szkodliwy, ponieważ pogarsza ciągliwość i odporność na pękanie. zwiększa skłonność stali ferrytycznych do korozji międzykrystalicznej, gdyż ze względu na małą rozpuszczalność w ferrycie tworzy azotki chromu na granicach ziarn. w stalach austenitycznych i stalach dupleks problemem może być utrata azotu podczas spawania. w celu zapewnienia wymaganej zawartości azotu w spoinie, podczas spawania stali dupleks azot może być dodawany do gazu osłonowego. tytan i niob są pierwiastkami o dużym powinowactwie do węgla i azotu. do stali odpornych na korozję są dodawane głównie w celu związania c i n w trwałe związki, co eliminuje lub ogranicza skłonność stali do korozji międzykrystalicznej. stale zawierające ti i nb są nazywane stalami stabilizowanymi. pierwiastki te nie zmieniają istotnie właściwości mechanicznych stali w temperaturze otoczenia, jednak tworząc węglikoazotki, charakteryzujące się dużą stabilnością, zwiększają odporność stali na pełzanie. jeżeli stal nie zawiera nb i ti, to tworzą się tylko duże węgliki cr23c6, głównie na granicach ziarn austenitu, które jednak w warunkach pełzania szybko koagulują, powodując utratę przez stal odporności na pełzanie i pogorszenie ciągliwości. rozpuszczalność nb w austenicie w temperaturze przesycania stali, wynoszącej często powyżej 1100oc, jest większa niż ti. dlatego w stalach odpornych na pełzanie korzystniejszy jest nb, który dzięki większej gęstości wydzieleń zwiększa odporność na pełzanie. inne pierwiastki. w stalach odpornych na korozję austenitycznych zawartość manganu wynosi zwykle 1÷2%, natomiast w stalach ferrytycznych i martenzytycznych poniżej 1%. mangan zapobiega kruchości na gorąco stali powodowanej przez s, gdyż wiąże s w mns o wysokiej temperaturze topnienia. w stalach niezawierających mn siarka z żelazem tworzy niskotopliwe eutektyki. mn w niskiej temperaturze stabilizuje austenit (zapobiega jego przemianie w martenzyt). w stalach odpornych na korozję zawartość krzemu wynosi 0,3÷0,6%. pierwiastek ten jest dodawany w celu odtlenienia stali. w przypadku stali odpornych na korozję al jest rzadko stosowane do tego celu. krzem w ilości 4÷5% zwiększa odporność na korozję, a do niektórych stali żaroodpornych jest dodawany w ilości 1÷3% w celu zwiększenia odporności na utlenianie. zmniejsza lepkość ciekłej stali. dlatego jest niekiedy dodawany do spoiw. aluminium i krzem zwiększają znacznie żaroodporność stali, jednak ich dodatki 6 przegląd spawalnictwa 3/2013 zwykle nie przekraczają 2% ze względu na obniżanie ciągliwości i podatności na kształtowanie. korzystnym pierwiastkiem stali austenitycznych odpornych na pełzanie jest bor, który hamuje wydzielanie węglika m23c6 i fazy σ na granicach ziarn i w ten sposób zapobiega przedwczesnemu tworzeniu się pęknięć na granicach ziarn podczas pełzania. ponadto bor rozpuszcza się w węgliku m23c6, zastępując atomy węgla, i powoduje jego stabilizację. zagrożenia dla stali odpornych na korozję największe zagrożenie dla stali odpornych na korozję stanowią następujące rodzaje korozji: – wżerowa, – szczelinowa, – międzykrystaliczna, – naprężeniowa (pękanie naprężeniowo-korozyjne), – korozjo-erozja. korozja wżerowa jest zlokalizowanym ogniskiem korozyjnym powodującym penetrację stali odpornej na korozję przy bardzo małej utracie ogólnej masy i jest związana z przerwaniem pasywnej warstwy tlenku. wżery tworzą się najczęściej na cząstkach innej fazy, wtrąceniach, granicach ziarn lub w miejscach uszkodzeń powierzchni. po utworzeniu się wżeru jego środowisko staje się z czasem coraz bardziej agresywne chemicznie. odporność na korozję wżerową zwiększa się wraz ze wzrostem zawartości cr, mo, w i n w osnowie stali. zależność empiryczna określająca liczbowo odporność stali na korozję wżerową ma postać: równoważnik odporności na korozję wżerową = % cr + 3,3 [% mo + 0,5 (% w)] + 16 (% n) korozja szczelinowa. jakakolwiek szczelina, np. tworząca się w miejscu styku połączonych części metalowych, pod uszczelką lub osadem, ogranicza dostęp tlenu, co sprzyja powstawaniu korozyji. korozja międzykrystaliczna następuje wzdłuż granic ziarn stali odpornych na korozję. na ten rodzaj korozji narażone są stale ferrytyczne i austenityczne, natomiast stale ferrytyczno-austenityczne są na ten rodzaj korozji odporne. pękanie naprężeniowo-korozyjne występuje wówczas, gdy są spełnione jednocześnie następujące warunki: – stal jest podatna na tego rodzaju korozję, – występują naprężenia rozciągające, – otoczenie jest agresywne. często korozja naprężeniowa występuje pod wpływem naprężeń własnych tworzących się podczas wytwarzania konstrukcji lub podczas cykli cieplnych. rozwojowi korozji sprzyja również środowisko chlorków, nawet przy ich niskim stężeniu. stale ferrytyczne odporne na korozję i ferrytyczno-austenityczne nie są podatne (są nawet bardzo odporne) na pękanie naprężeniowo-korozyjne. wszystkie gatunki austenityczne, a szczególnie zawierające ok. 8% ni, są podatne na korozję naprężeniową (rys. 6) [13]. większość stali martenzytycznych i umacnianych wydzieleniowo również wykazuje małą odporność na korozję naprężeniową. korozjo-erozja. korozja metali ulega przyspieszeniu, jeżeli ochronna warstwa tlenku jest usuwana z powierzchni wyrobu przez ścieranie. ten rodzaj korozji ma szczególnie istotne znaczenie wówczas, gdy grubość warstwy tlenku jest czynnikiem określającym odporność korozyjną stali. uczulenie określenie uczulenie dotyczy stanu mikrostruktury stali odpornej na korozję, w którym strefy wokół granic ziarn są względem wnętrz zubożone w cr w roztworze. przyczyną zubożenia są wydzielenia węglików cr23c6, a w przypadku stali ferrytycznych również azotków. głównymi miejscami zarodkowania wydzieleń są granice ziarn. ze względu na znacznie mniejszą szybkość dyfuzji cr niż pierwiastków międzywęzłowych, chrom do wydzieleń dyfunduje tylko z obszarów bezpośrednio przyległych do granic ziarn, natomiast c i n również z wnętrza ziarn. wydzielanie prowadzi zatem do znacznego zubożenia obszarów wokół granic ziarn w cr, a mniejsza zawartość cr w roztworze oznacza mniejszą odporność na korozję. wówczas obszary granic ziarn są miejscami anodowymi względem wnętrz ziarn. ponieważ obszary anodowe stanowią mały ułamek obszaru powierzchni wyrobu, to szybkość korozji międzykrystalicznej jest duża. między uczuleniem na korozję międzykrystaliczną stali ferrytycznych i stali austenitycznych są spore różnice: – rozpuszczalność azotu w austenicie jest na tyle duża, że tworzenie się azotków chromu nie jest istotną przyczyną korozji międzykrystalicznej w stalach austenitycznych, chociaż jest istotną przyczyną w stalach ferrytycznych. rys. 6. wpływ zawartości ni na podatność stali austenitycznych na pękanie naprężeniowo-korozyjne [13] fig. 6. influence of ni on the austenitic stainless steels to stress-corrosion cracking sensitivity [13] 7przegląd spawalnictwa 3/2013 – rozpuszczalność węgla w ferrycie jest znacznie mniejsza niż w austenicie, a szybkość dyfuzji węgla i chromu w ferrycie jest dużo większa niż w austenicie. różnice te powodują, że odporność na korozję stali austenitycznych i ferrytycznych jest odmienna. uczulenie stali austenitycznej występuje w zakresie temperatury 480÷815oc podczas ich wytrzymywania po przesycaniu lub podczas powolnego chłodzenia w tym zakresie temperatury. w typowych stalach ferrytycznych zjawisko to występuje, jeżeli stal jest nagrzana powyżej temperatury 900oc, a następnie ochłodzona, bo wtedy nawet podczas chłodzenia w wodzie następuje wydzielanie węglików chromu na granicach ziarn i zubożenie obszarów wokół granic ziarn w chrom. mikrostruktura stali o dużej skłonności do korozji międzykrystalicznej tworzy się szczególnie często podczas spawania stali. zdarza się to w strefie wpływu ciepła, a szerokość obszaru zagrożonego zwiększa się wraz z ilością ciepła dostarczanego podczas spawania na jednostkę długości spoiny. tworzeniu się tej strefy podczas spawania w stalach austenitycznych odpornych na korozję można zapobiegać w następujący sposób: – stosując przesycanie po spawaniu z temperatury 1000÷1100oc, – zmniejszając zawartość c w stali do poniżej 0,03%, – stosując stale stabilizowane (dodatek ti i nb). ze względu na szybką dyfuzję cr w ferrycie wytrzymywanie stali ferrytycznej w temperaturze 650÷850oc przez 10÷60 min prowadzi nie tylko do związania węgla w węgliki m23c6, ale również do usunięcia stref zubożonych w cr wokół granic ziarn w wyniku dyfuzji do nich atomów cr z wnętrza ziarn. dlatego wyżarzona stal ferrytyczna nie jest podatna na korozję międzykrystaliczną. dodatek ti i nb do stali ferrytycznych również zapobiega korozji międzykrystalicznej. innym rozwiązaniem jest ograniczenie zawartości c – do poniżej 0,002%. w strefie wpływu ciepła stali austenitycznej występuje niekiedy szczególny rodzaj korozji wzdłuż granic ziarn nazywany atakiem na linii noża (ang. knife-line attack) [14]. od korozji międzykrystalicznej w strefie wpływu ciepła różni się tym, że dotyczy tylko wąskiego obszaru strefy wpływu ciepła w bezpośrednim sąsiedztwie powierzchni wtopienia oraz tym, że występuje tylko w stalach stabilizowanych. przyczyny występowania tego zjawiska są złożone. podczas spawania obszar strefy wpływu ciepła bezpośrednio sąsiadujący z powierzchnią wtopienia nagrzewa się do temperatury bliskiej temperatury topnienia, a ze względu na duży gradient temperatury jest po spawaniu szybko chłodzony. temperatura nagrzewania jest zatem wyższa niż temperatura rozpuszczania węglików mc, czas przebywania w wysokiej temperaturze jest wystarczający do ich rozpuszczenia, a szybkość chłodzenia na tyle duża, że węgliki nie wydzielają się podczas chłodzenia po spawaniu. podgrzanie stali po spawaniu do temperatury 600÷850oc prowadzi do wydzielania się w obszarze przesyconym węglików m23c6 na granicach ziarn i utworzenia wokół granic stref zubożonych w cr, a zatem do zwiększenia podatności na korozję. ze względu na małą przewodność cieplną stali austenitycznych szerokość obszarów, w których podczas spawania następuje rozpuszczenie węglików mc, jest mała. dlatego szerokość obszaru, w którym podczas podgrzewania wydzielają się węgliki m23c6 na granicach ziarn i tworzą się wokół granic ziarn strefy zubożone w cr, jest również wąska. stąd nazwa atak na linii noża. struktura podatna na to zjawisko może się również utworzyć w spoinie wielościegowej podczas wykonywania następnego ściegu. tworzeniu się takiej mikrostruktury zapobiega się, stosując po spawaniu wyżarzanie prowadzące do związania węgla w węgliki mc (nagrzewanie do temperatury 1000÷1100oc) oraz stosując stale o małej zawartości c, a także przez dobór odpowiednich parametrów spawania lub dodatek pierwiastków ziem rzadkich. mikrostruktura spoin stali odpornych na korozję stale austenityczne w spoinach stali austenitycznych bezpośrednio po zakrzepnięciu można wyróżnić cztery podstawowe rodzaje mikrostruktur: austenityczną a, austenityczno-ferrytyczną af, ferrytyczno-austenityczną fa i ferrytyczną f (rys. 7) [12]. w stalach o małej wartości ilorazu crrów / nirów struktura austenityczna powstaje bezpośrednio z cieczy (rys. 8) [12]. cechą charakterystyczną spoiny z takiej stali jest struktura dendrytyczno-komórkowa. ze względu na małą szybkość dyfuzji pierwiastków w austenicie tworząca się podczas krzepnięcia segregacja dendrytyczna utrzymuje się do temperatury pokojowej. rys. 7. zależność tworzącej się mikrostruktury podczas krzepnięcia stali austenitycznej od wartości ilorazu crrów / nirów [12] fig. 7. dependence of microstructures forming during solidification of austenitic stainless steel to the value of the quotient crrów / nirów [12] 8 przegląd spawalnictwa 3/2013 podczas krzepnięcia spoiwa o strukturze austenityczno-ferrytycznej bezpośrednio po zakrzepnięciu z cieczy początkowo tworzą się dendryty lub komórki austenitu, a dopiero po wzbogaceniu cieczy w cr i mo, w wyniku segregacji dendrytycznej, na granicach dendrytów z cieczy tworzy się ferryt (rys. 9) [12]. krzepnięcie spoiny, gdy jej struktura bezpośrednio po zakrzepnięciu jest ferrytyczno-austenityczna, rozpoczyna tworzenie się dendrytów ferrytu, a dopiero pod koniec krzepnięcia w przestrzeniach międzydendrytycznych powstaje z cieczy austenit (rys. 10) [12]. ilość tworzącego się austenitu zależy od wartości ilorazu crrów / nirów i warunków krzepnięcia. z obniżaniem temperatury już w stanie stałym ferryt utworzony podczas krzepnięcia stali austenitycznej staje się coraz bardziej niestabilny i zaczyna się przemieniać w austenit. dlatego wraz z obniżaniem się temperatury ilość austenitu zwiększa się kosztem ferrytu. chłodzenie z umiarkowaną szybkością spoiny o małej wartości ilorazu crrów / nirów prowadzi do powstania w mikrostrukturze ferrytu szkieletowego (rys. 10a). przy dużej szybkości chłodzenia i większej wartości ilorazu crrów / nirów w spoinie tworzy się struktura z ferrytem listwowym (rys. 10b). jeżeli podczas krzepnięcia spoiny tworzy się tylko ferryt (duża wartość ilorazu crrów / nirów), to ze względu na dużą szybkość dyfuzji pierwiastków w ferrycie jego skład chemiczny zostaje ujednorodniony nawet przy szybkości, z jaką stygnie spoina (wyeliminowana zostaje segregacja dendrytyczna). podczas chłodzenia już w stanie stałym na granicach dendrytów ferrytu tworzy się austenit, a w jeszcze niższej temperaturze, ze względu na przesycenie i ograniczoną dyfuzję od austenitu utworzonego na granicach dendrytów ferrytu rosną równoległe listwy austenitu. tworzące się mikrostruktury są nazywane ferrytem iglastym (rys. 11a) lub austenitem widmannstättena (rys. 11b) [12]. w przypadku spoiw austenitycznych podczas krzepnięcia bardzo rzadko tworzy się tylko ferryt. ze względu na skład chemiczny większości spoiw austenitycznych podczas krzepnięcia spoiny tworzy się natomiast mikrostruktura ferrytyczno-austenityczna. liczba ferrytu dla spoiw austenitycznych wynosi zwykle 5÷20 fn. mikrostruktura strefy wpływu ciepła jest w stalach austenitycznych zależna od składu chemicznego rys. 8. tworząca się podczas krzepnięcia mikrostruktura austenityczna przy małej wartości ilorazu crrów/nirów [12] fig. 8. forming the austenitic microstructure during solidification, when the ratio crrów/nirów is low [12] rys. 9. mikrostruktura strefy przetopionej, gdy z cieczy tworzy się austenit, a w końcowym etapie krzepnięcia ferryt między dendrytami austenitu [12] fig. 9. microstructure of the melted zone where from the liquid is austenite formed, and in the final stage of the coagulation ferrite between austenite dendrites [12] rys. 10. mikrostruktury spoin, gdy pierwszą tworzącą się fazą z cieczy jest ferryt, a następnie austenit: a) ferryt szkieletowy, b) ferryt listwowy [12] fig. 10. microstructures of welds, when the first phase of forming from the liquid is ferrite, than austenite: a) skeletal, b) lathy ferrite [12] a) b) 9przegląd spawalnictwa 3/2013 i mikrostruktury materiału spawanego. zmiany strukturalne w strefie wpływu ciepła polegają na rozroście ziarna, tworzeniu się ferrytu i wydzieleń oraz tworzeniu się nadtopień na granicach ziarn austenitu. tworzenie się fazy σ w stalach austenitycznych przyspiesza znacznie ferryt, a także pierwiastki mo, nb, si, w, v, ti i zr, natomiast c i n opóźniają zwiększanie się jej objętości. stale ferrytyczne tworzenie się w spoinie lub w strefie wpływu ciepła austenitu na granicach ziarn ferrytu podczas chłodzenia po spawaniu prowadzi do tego, że mikrostruktura w temperaturze otoczenia składa się z ferrytu, martenzytu na granicach ziarn ferrytu oraz wydzieleń węglikoazotków m23(c,n)6 lub azotków chromu cr2n zarówno na granicach ziarn, jak i w ich wnętrzu (rys. 12). wokół granic ziarn tworzą się natomiast szerokie strefy wolne od wydzieleń. przyczyną ich tworzenia jest oddyfundowanie c i n do wydzieleń tworzących się na granicach ziarn oraz do austenitu, gdyż rozpuszczalność tych pierwiastków jest w austenicie dużo większa niż w ferrycie, a ponadto ich szybkość dyfuzji w ferrycie jest duża. do stali ferrytycznych nie dodaje się zwykle niklu i miedzi, chociaż ni znacznie zwiększa ich odporność na pękanie. molibden, tytan i niob sprzyjają występowaniu kruchości 475oc. wzrost zawartości węgla, azotu i tlenu w ferrytycznej stali odpornej na korozję intensyfikuje kruchość (rys. 13) [4], natomiast ti i nb ją zmniejszają. strefy w spoinie spoiny pomiędzy różnoimiennymi stopami składają się z czterech stref mikrostrukturalnych (rys. 14). w strefie przetopionej występuje podczas spawania wyraźny przepływ cieczy wymuszony działaniem sił [14]: – wyporu hydrostatycznego (różnicami w gęstości – ze wzrostem temperatury gęstość maleje); – siły pochodzącej od naprężenia stycznego indukowanego gradientem napięcia powierzchniowego rys. 11. tworzenie się mikrostruktury spoiny, gdy z cieczy powstaje tylko ferryt, a dopiero w stanie stałym część ferrytu przemienia się w austenit: a) ferryt w kształcie igły, b) austenit widmannstättena [12] fig. 11. the formation of the microstructure of the weld, where from the liquid is formed ferrite only, and in the solid state the ferrite into austenite is transformed: a) the needle-shaped ferrite, b) widmannstätten austenite [12] rys. 12. mikrostruktura strefy wpływu ciepła w stali ferrytycznej odpornej na korozję x10cral18: a i b) zmiana wielkości ziarna, c) martenzyt na granicach ziarn ferrytu fig. 12. the microstructure of the heat affected zone of ferritic stainless steel x10cral18: a) and b) change in grain size, c) martensite at ferrite grain boundaries rys. 13. wpływ czystości na temperaturę przejścia w stan kruchy stali ferrytycznych [14] fig. 13. effect of purity on the ductile-brittle transition temperature of ferritic steels [14] rys. 14. strefy w spoinie materiałów różnoimiennych fig. 14. zones in the dissimilar welds a) b) a) b) c) skład chemiczny stali, % c si mn s p cr ni mo n a 0,019 0,49 0,84 0,006 0,010 21,22 0,02 2,02 0,038 b 0,004 0,01 0,01 0,006 0,007 20,32 0,01 2,10 0,004 temperatura, oc p ra ca ła m an ia , j 10 przegląd spawalnictwa 3/2013 na powierzchni jeziorka spawalniczego. w przypadku materiałów niezawierających składników powierzchniowo aktywnych napięcie powierzchniowe ciekłego metalu maleje ze wzrostem temperatury. konwekcja powodowana napięciem powierzchniowym jest również nazywana konwekcją termokapilarną lub konwekcją marangoniego; – siły pochodzącej od spowodowanego łukiem plazmy naprężenia stycznego działającego na powierzchni jeziorka; – siły lorentza. skład chemiczny strefy przetopionej ze względu na intensywne mieszanie materiału w stanie ciekłym jest makroskopowo jednorodny. we wnętrzu strefy przetopionej występuje warstwa graniczna, w której wymieszanie materiału nie jest całkowite. warstwa ta jest nazywana strefą częściowego wymieszania. w większości warunków spawania szerokość strefy częściowego wymieszania jest wąska (< 100 μm). w przypadku dużej szybkości dostarczania spoiwa szerokość tej strefy może wynosić nawet 3 mm. skład chemiczny strefy częściowego wymieszania zmienia się od składu warstwy przetopionej do składu materiału łączonego lub podłoża. do strefy częściowego wymieszania przylega obszar, którego temperatura podczas spawania zmienia się od temperatury likwidusu do temperatury solidusu materiału spawanego. obszar ten jest nazywany strefą częściowo przetopioną. ilość cieczy tworzącej się w tej strefie podczas spawania maleje w miarę oddalania się od granicy ze strefą materiału częściowego wymieszania. skład chemiczny w tej strefie nie zmienia się i jest taki sam jak materiału spawanego. zwykle w tym obszarze stopieniu ulegają fazy wtórne. następną strefą jest strefa wpływu ciepła obejmująca obszar materiału spawanego, w którym podczas spawania następuje wzrost temperatury aż do temperatury solidusu materiału rodzimego. przewidywanie mikrostruktury spoin wiele badań poświęcono opracowaniu wykresów i równań umożliwiających przewidywanie mikrostruktury spoiny na podstawie jej składu chemicznego. w wykresach tego typu wpływ pierwiastków ferrytotwórczych jest zwykle ujęty w wyrażeniu na równoważnik cr, a austenitotwórczych w wyrażeniu na równoważnik ni. wykresy przedstawiają obszary występowania poszczególnych mikrostruktur we współrzędnych: równoważnik cr na osi odciętych i równoważnik ni na osi rzędnych. w wersji wykresu opracowanej przez schaefflera w 1949 r. (rys. 15) [15] wyrażenia na równoważniki cr i ni są następujące: crrów. = cr + mo + 1,5 si + 0,5 nb nirów. = ni + 30 c + 0,5 mn liczby w równaniach oznaczają zawartości pierwiastków w procentach masy. podstawową wadą wykresu schaefflera jest to, że nie uwzględniono w nim nx, który jest pierwiastkiem mocno stabilizującym austenit kosztem ferrytu, a obecnie w wielu stalach jest on pierwiastkiem stopowym. ponadto uwzględnienie mn nie jest właściwe, gdyż mangan nie sprzyja wysokotemperaturowemu tworzeniu austenitu kosztem ferrytu, tak jak uwzględniono to na wykresie. stabilizuje natomiast austenit w niskiej temperaturze przy jego przemianie w martenzyt (rys. 16) [16]. innym utrudnieniem jest to, że wykres schaefflera umożliwia określenie ułamka objętości ferrytu w spoinie, natomiast obecnie ilość ferrytu w spoinie jest określana liczbą ferrytu fn (ang. ferrite number), którą wyznacza się z pomiarów magnetycznych. liczba ferrytu nie jest identyczna z ułamkiem objętości ferrytu w stali. wspomniane wyżej niedogodności wykresu schaefflera uwzględniono przy opracowaniu wykresu wrc1992 (rys. 17) [17]. wykres schaefflera obejmuje zakres crrów od 0 do 40 i nirów od 0 do 32, natomiast wykres wrc-1992 jest ograniczony do zakresu crrów od 17 do 31 i nirów od 9 do 17. jednak do analizy mikrostruktury spoiny w połączeniach spawanych stali o równoważnikach spoza podanego powyżej zakresu wykres wrc-1992 można rozszerzyć. obliczenia rozcieńczenia spoiwa przez materiał lub materiały łączone oparte są wówczas na liniowej kombinacji składów, a wydłużenie osi układu do zera umożliwia rys. 15. wykres schaefflera [15] fig. 15. the schaeffler diagram [15] rys. 16. wykres wrc-1992 z granicami tworzenia martenzytu dla 1, 4 i 10% mn [16] fig. 16. the wrc-1992 diagram with the martensite boundaries for 1, 4, and 10% mn [16] 11przegląd spawalnictwa 3/2013 wizualizację koncepcji poszerzenia wykresu. postępowanie przy analizie jest takie samo jak w przypadku zastosowania wykresu schaefflera. przewidywanie liczby ferrytu spoiny z jej składu chemicznego z wykorzystaniem wykresu wrc-1992 jest dokładniejsze, ale tylko wówczas, gdy jej skład chemiczny mieści się w zakresie równoważników crrów – 17÷31 i nirów – 9÷17. dokładniejsze niż wykres schaefflera określenie składu fazowego spoiny o strukturze ferrytyczno -martenzytycznej umożliwia wykres balmfortha obejmujący większość stali ferrytycznych i martenzytycznych (rys. 18) [18]. mikrostruktura spoin materiałów różnoimiennych podczas eksploatacji zniszczenie połączeń spawanych materiałów różnoimiennych następuje zwykle wcześniej, niż wynosi trwałość zmęczeniowa materiałów łączonych. przyczyną zniszczenia są występujące w spoinach strome gradienty składu chemicznego i mikrostruktury, a ponadto duże różnice współczynników rozszerzalności cieplnej różnoimiennych materiałów. niekorzystny wpływ mają również węgliki tworzące się w strefie częściowego wymieszania, sprzyjające zarodkowaniu porów podczas pełzania, oraz, w przypadku gdy jednym z materiałów łączonych jest stal ferrytyczna, jej szybkie utlenianie. przy łączeniu przez spawanie stali odpornej na korozję ze stalą niestopową lub niskostopową podstawowe znaczenie ma mikrostruktura warstwy graniowej (pierwszego ściegu). w zależności od składu chemicznego łączonych materiałów i spoiwa oraz warunków spawania jej mikrostruktura może być całkowicie martenzytyczna, austenityczna lub może składać się z austenitu, ferrytu i martenzytu. ponadto w strefie częściowego wymieszania następuje zmiana składu chemicznego od składu materiału spawanego do składu spoiny. właściwości i mikrostruktura tego wąskiego obszaru są zasadniczo odmienne od obszarów sąsiednich. mikrostruktura strefy częściowego wymieszania ma duże znaczenie, gdyż rozcieńczenie spoiwa przez materiał łączony jest w niej największe. zwykle pożądany jest taki dobór spoiwa, aby mikrostruktura warstwy graniowej przy łączeniu stali austenitycznej ze stalą kotłową była austenityczna z małą ilością ferrytu. w przypadku takiej mikrostruktury tworzenie się pęknięć krystalizacyjnych jest mało prawdopodobne. ponadto spoiwo o takiej mikrostrukturze ma znaczną ciągliwość. do przewidywania mikrostruktury strefy przetopionej i strefy częściowego wymieszania w połączeniach różnoimiennych metali stosowany jest także wykres schaefflera i jego modyfikacje, np. wrc-1992. jako przykład może posłużyć analiza mikrostruktury połączenia stali niskostopowej 16mo3 ze stalą x15crnisi20-12 przy zastosowaniu spoiwa ze stali x1crnisi23-13 (lnt309lsi) lub stopu nicr20mn3nb (ernicr-3). analizę przeprowadzono na podstawie wykresu schaefflera (rys. 19). punkt w połowie odcinka linii łączącej punkty odpowiadające łączonym przez spawanie stalom odpowiada równemu udziałowi poszczególnych stali w spoinie (równemu rozcieńczeniu). punkt ten można przyjąć za skład syntetyczny materiałów łączonych. skład chemiczny ściegu graniowego znajduje się na linii przerywanej łączącej ten punkt z punktem odpowiadającym składowi spoiwa. jeżeli przyjmie się, że łączny udział materiałów łączonych (rozcieńczenie) w pierwszym ściegu wynosi 30%, to jego skład znajduje się na linii przerywanej w punkcie odpowiadającym 30% jej długości od punktu odpowiadającego składowi spoiwa. mikrostruktura ściegu graniowego jest w przypadku spoiwa x1crnisi23-13 austenityczna z ok. 5% ferrytu. z analizy wynika, że w przypadku tego spoiwa i przy typowych rozcieńczeniach spoiny przez materiały spawane mikrostruktura spoiny jest austenityczna z pewną ilością ferrytu. taka mikrostruktura jest zwykle odporna na tworzenie się pęknięć krystalizacyjnych. rys. 17. wykres wrc-1992 z naniesionymi obszarami faz tworzących się podczas krzepnięcia spoiny [17] fig. 17. the wrc-1992 diagram with marked areas of the phases formed during solidification of the weld [17] rys. 18. wykres balmfortha dla stali ferrytycznych i martenzytycznych odpornych na korozję; wykres opracowano dla zakresu składu chemicznego: 11÷30% cr; 0,3÷1% si; 0,3÷1,8% mn; 0÷0,3% al; 0,1÷3% ni; 0,07÷0,2% c; 0÷0,2% mo; 0÷0,5% ti i 0÷0,25% n [18] fig. 18. the balmforth diagram for ferritic and martensitic steels, the diagram developed for a chemical composition range: 11÷30% cr, 0.3÷1% si, 0.3÷1.8% mn, 0 to 0.3% al; 0.1 to 3% ni, 0.07÷0.2% c, 0 to 0.2% mo, 0 to 0.5% ti and 0 to 0.25% n [18] nb 12 przegląd spawalnictwa 3/2013 stosując takie samo postępowanie do przewidywania mikrostruktury połączenia stali 16mo3 ze stalą x15crnisi20-12 wykonanego spoiwem stopu nicr20mn3nb wynika, że mikrostruktura warstwy graniowej jest całkowicie austenityczna. w stalach mikrostruktura strefy częściowego wymieszania znacznie różni się zarówno od mikrostruktury strefy wpływu ciepła, jak i od mikrostruktury wnętrza spoiny. zgodnie z wykresem schaefflera w połączeniu spawanym niskostopowej stali ferrytycznej z materiałem austenitycznym w strefie częściowego wymieszania występuje ferryt, martenzyt i austenit. jeżeli spoiwem był stop na osnowie ni, to szerokość warstwy martenzytycznej była mała. szerokość warstwy martenzytycznej, gdy spoiwem była stal x1crni23-13, wynosiła 30÷37 μm, a gdy inconel 625 – tylko 1÷3 μm [8]. gradienty stężeń w strefie częściowego wymieszania oraz duża szybkość dyfuzji c i dużo większa rozpuszczalność c w austenicie niż w ferrycie prowadzą do dużych zmian jej mikrostruktury podczas obróbki cieplnej po spawaniu i podczas eksploatacji. w stalach kotłowych stężenie c jest większe niż w materiałach austenitycznych. ponadto chrom zmniejsza potencjał chemiczny c, a zarówno stale austenityczne odporne na korozję, jak i nadstopy na osnowie ni zawierają więcej cr niż stale ferrytyczne kotłowe. nie bez znaczenia jest też to, że szybkość dyfuzji c w ferrycie jest znacznie większa niż w austenicie, a rozpuszczalność mniejsza. dlatego podczas spawania, obróbki cieplnej po spawaniu i eksploatacji, węgiel dyfunduje ze stali ferrytycznej do materiału austenitycznego, tj. ze strefy wpływu ciepła do strefy częściowego wymieszania. prowadzi to do utworzenia strefy odwęglonej po stronie ferrytu, cechującej się małą wytrzymałością i twardością, a w strefie częściowego wymieszania może się tworzyć wąski obszar martenzytyczny o dużej twardości (skłonny do tworzenia pęknięć wodorowych) (rys. 20). granice ii typu mikrostruktura wokół powierzchni wtopienia w połączeniach spawanych różnoimiennych stali zależy od struktury krystalicznej strefy wpływu ciepła i struktury krystalicznej krzepnącej spoiny. jeżeli podczas krzepnięcia struktura materiału spawanego jest ferrytyczna, a spoiny austenityczna, to normalny epitaksjalny wzrost kryształów podczas krzepnięcia spoiny nie jest możliwy. wówczas podczas krzepnięcia spoiny tworzą się granice w przybliżeniu równoległe do powierzchni wtopienia. granice takie są nazywane granicami ii typu. ich położenie jest zasadniczo inne niż granic będących rezultatem wzrostu kolumnowego kryształów od materiału spawanego w spoinę (granice i typu). tworzące się granice ziarn w rezultacie wzrostu epitaksjalnego, tj. wówczas, gdy podczas krzepnięcia struktura krystaliczna materiału spawanego i spoiny jest taka sama, są w przybliżeniu prostopadłe do powierzchni wtopienia. taki wzrost kryształów i położenie granic ziarn przedstawiono schematycznie na rysunku 21 [19]. wzrost kryształów, gdy podczas krzepnięcia ich struktury krystaliczne są różne, tj. struktura materiału spawanego jest rpc, a spoiny rsc, przedstawiono schematycznie na rysunku 22 [19]. szczególne znaczenie granic ziarn w przybliżeniu równoległych do powierzchni wtopienia i położonych w spoinie w niewielkiej od niej odległości wynika stąd, rys. 19. analiza mikrostruktury tworzącej się w spoinach stali różnoimiennych wg wykresu schaefflera fig. 19. prediction of the microstructure formed in the joints of dissimilar steels based on the schaeffler diagram rys. 20. strefa o dużym ziarnie ferrytu utworzona w stali p235gh napawanej inconelem 625 i wyżarzanej w 750oc przez 10 h fig. 20. the zone of large ferrite grains formed in the steel p235gh pad welded by inconel 625 and annealed at 750oc for 10 h rys. 21. schematyczne przedstawienie tworzenia się granic i typu podczas wzrostu epitaksjalnego [19] fig. 21. schematic formation of the boundaries (i) in the epitaxial growth [19] 13przegląd spawalnictwa 3/2013 że często wzdłuż nich rozprzestrzeniają się pęknięcia. zwykle pęknięcia rozprzestrzeniające się po tego typu granicach występują w przypadku powłok ze stali austenitycznych odpornych na korozję naniesionych przez napawanie na stal niestopową. granice ii typu, w powłokach ze stali austenitycznych nanoszonych przez napawanie na podłoże ze stali niestopowej, tworzą się w temperaturze, w której podłoże jest ferrytyczne, a warstwa napawana zaczyna krzepnąć i tworzącą się fazą jest austenit. w tych warunkach normalny wzrost epitaksjalny na granicy wtopienia nie jest możliwy. konieczne jest zatem w napoinie heterogeniczne zarodkowanie kryształów o strukturze rsc. bezpośrednio po utworzeniu się warstwy fazy rsc na podłożu, ze względu na obniżanie się temperatury, następuje w podłożu przylegającym do napoiny przemiana ferrytu w austenit. prowadzi to do tego, że granica wtopienia dotychczas ferrytyczno-austenityczna staje się granicą austenityczno-austenityczną o znacznej dezorientacji i ruchliwości. granica wtopienia jest zatem wysokoenergetyczną, mobilną granicą ziarn. dlatego migruje na niewielką odległość w napoinę, a siłą pędną migracji jest gradient temperatury oraz gradient składu i energia odkształcenia wytworzona przez różnice parametrów struktury rsc w napoinie i w podłożu. dalsze krzepnięcie spoiny następuje w wyniku zarodkowania i wzrostu dendrytów. chłodzenie napoiny po zakrzepnięciu prowadzi do przemiany austenitu w strefie wpływu ciepła w ferryt lub martenzyt, natomiast cały austenit lub jego część w strefie częściowego wymieszania przemienia się w martenzyt. ze względu na znaczne różnice we współczynnikach rozszerzalności cieplnej podłoża (ferryt) i napoiny (austenit) cykle cieplne prowadzą do odkształceń na granicy wtopienia. granice ii typu są płaskie i równoległe do kierunku odkształcenia głównego, dlatego są uprzywilejowanymi miejscami zarodkowania i rozprzestrzeniania się pęknięć. ponadto martenzyt w strefie częściowego wymieszania sprzyja tworzeniu się pęknięć wodorowych. charakter struktury ziarnowej spoiny w pobliżu powierzchni wtopienia jest określony wzrostem epitaksjalnym, jeżeli materiał spawany i spoiwo mają podczas krzepnięcia taką samą strukturę krystaliczną. jeżeli ich struktury krystaliczne są różne, to struktura jest zdeterminowana zarodkowaniem nowych ziarn. z dala od powierzchni wtopienia na strukturę ziarnową wpływa natomiast zależna od orientacji szybkość wzrostu dendrytów. literatura [1] gemmill m. g.: materials science and technology, red. cahn r.w., haasen p. i kramer e.j.: constitution and properties of steels, t. 7 red. pickering f.b.: rozdz. 11, s. 489, vch, weinheim, niemcy 1992. [2] llewellyn d. t., hudd r. c.: steels metallurgy & applications, wydanie trzecie, butterworth heinemann, s. 291, oxford 2000.3. [3] pickering f. b.: physical metallurgy and the design of steels, applied science publishers, londyn 1978. [4] blicharski m.: inżynieria materiałowa – stal, wyd. 2 zmien. i rozsz. s. 457, warszawa, wnt 2010. [5] masuyama f.: history of power plants and progress in heat resistant steels, isij international 41 (2001) 612-625. [6] sridhar s., rozzelle p., morreale b. i alman d.: materials challenges for advanced combustion and gasification fossil energy systems, metall. mater. trans. a 42a (2011) 871-877. [7] dupont j. n.: microstructural evolution and high temperature failure of ferritic to austenitic dissimilar welds, international materials reviews 54 (4) (2012), 208-234. [8] dupont j. n., lippold j. c. i kiser s. d.: welding metallurgy and weldability of nickel-based alloys, wiley, new jersey 2009. [9] pn-en10020:2000. [10] massalski t.b.: (red.) binary alloy phase diagrams, wyd. 2, asm, metals park, oh 1996. [11] krauss g.: steels, processing, structure, and performance, asm international, metals park, oh 2005. [12] lippold j. c., kotecki d. j.: welding metallurgy and weldability of stainless steels, wiley-interscience, new jersey 2005. [13] davis j.r.: (red.) stainless steels, asm specialty handbook, asm international, metals park, oh 1994. [14] sindo kou: welding metallurgy, wyd. 2, wiley-interscience, new jersey 2003. [15] schaeffler a. l.: constitution diagram for stainless steel weld metal, metal progress 56 (11) (1949) 680. [16] kotecki d.j.: a martensite boundary on the wrc-1992 diagram: the effect of manganese, welding journal 79(12) (2000)346-354. [17] kotecki d. j., siewert t. a.: wrc-1992 constitution diagram for stainless steel weld metals: a modification of the wrc1988 diagram, welding journal 71 (5) (1992), 171-178. [18] bolmforth m. c., lippold j. c.: a new ferritic-martensitic stainless steel constitution diagram, welding journal 79 (12) (2000), 339-345. [19] nelson t. w., lippold j. c., mills m. j.: nature and evolution of the fusion boundary in ferritic-austenitic dissimilar metal welds, 1: nucleation and growth, welding journal 78 (10) (1999), 329-337. praca została zrealizowana jako część projektu badawczego nr pbs1/b5/4/2012 finansowanego przez ncbir w latach 2012-2015 rys. 22. schemat tworzenia się granic ii typu [19] fig. 22. diagram of boundaries (ii) formation [19] 201112_pspaw.pdf 43przegląd spawalnictwa 12/2011 marek burda tomasz kik krzysztof kozioł andrzej gruszczyk opracowanie metod wprowadzania nanorurek węglowych do jeziorka ciekłego metalu development of methods of carbon nanotubes  input to weld pool mgr inż. marek burda, dr inż. tomasz kik, dr hab. inż. andrzej gruszczyk, prof. pśl. – politechnika śląska, gliwice, dr inż. krzysztof kozioł – university of cambridge, wielka brytania. streszczenie niezwykłe właściwości nanorurek węglowych stwarzają perspektywy do ich wykorzystania w wielu dziedzinach nauki i techniki. w obszarze inżynierii materiałowej główne badania z udziałem nanorurek węglowych obejmują wytwarzanie materiałów kompozytowych. kompozyty o osnowie metalowej wzmacniane nanorurkami węglowymi mm-cnt (ang. metal matrix – carbon nanotube composites) mogą być projektowane w celu uzyskania materiału o małej gęstości, wysokiej wytrzymałości, niskim współczynniku rozszerzalności cieplnej oraz wysokiej przewodności cieplnej. lekkie i wytrzymałe materiały konstrukcyjne stanowią podstawę przyszłych, efektywnych energetycznie, a tym samym ekologicznych i ekonomicznych rozwiązań technologicznych przemysłu lotniczego i samochodowego. w artykule przedstawiono przebieg badań nad opracowaniem metod wprowadzania nanorurek węglowych do jeziorka ciekłego metalu w celu wytworzenia eksperymentalnych materiałów kompozytowych mm-cnt oraz określenia wpływu cnts na strukturę i właściwości stali. zaproponowane procedury, wykorzystujące techniki spawalnicze, stanowią nową, obok odlewania i infiltracji porowatego „performu”, metodę wytwarzania mm-cnt w stanie ciekłym. przeprowadzona analiza struktury i właściwości uzyskanych obszarów przetopień stali austenitycznej potwierdza zasadność dalszych badań z wykorzystaniem nanorurek węglowych oraz innych metali i stopów o niskiej temperaturze topnienia. abstract unusual properties of carbon nanotubes offer prospects for their use in many fields of science and technology. in the materials engineering major study involving carbon nanotubes includes production of composite materials. metal matrix composites reinforced with carbon nanotubes mm-cnt (matrix metal – carbon nanotube composites) can be designed in order to obtain a material with low density, high strength, low coefficient of thermal expansion and high thermal conductivity. lightweight and high-resistant construction materials are the basis for future energy efficient and thus the ecological and economical technology for aerospace and automotive industry. the paper presents the research on the development of carbon nanotubes input methods to weld pool to form an experimental mm-cnt composite, and determine the impact of cnts on the structure and properties of steel. the proposed procedures with the use of welding techniques are a new, next to casting and infiltration of a porous „perform”, methods of producing mm-cnt in a liquid state. the analysis of the structure and properties of the weld penetration regions of austenitic stainless steel confirms the further research validity of using carbon nanotubes and other metals and alloys with low melting point. wstęp począwszy od 1993 r. stale wzrastająca liczba publikacji naukowych dotyczących kompozytów wzmacnianych cnts koncentruje się wokół matryc polimerowych, 44 przegląd spawalnictwa 12/2011 podczas gdy ceramika i metale zyskują mniejszą uwagę [1, 2]. ta sytuacja przypomina rozpoczęte kilka dekad wcześniej próby zastosowania mikrometrowych włókien węglowych w materiałach kompozytowych. od momentu komercyjnego zastosowania kompozytów polimerowych wzmacnianych włóknami węglowymi minęło kilka lat do uzyskania pierwszych pozytywnych wyników w zakresie kompozytów o osnowie metalowej. osnowy polimerowe zwykle charakteryzują się gorszymi, w porównaniu z metalami, właściwościami mechanicznymi, termicznymi, elektrycznymi czy też trybologicznymi. wprowadzenie do takiej osnowy składnika o właściwościach kilka rzędów wyższych/ lepszych ułatwia uzyskanie umocnienia [3]. sytuacja jest odmienna w przypadku metali bądź materiałów ceramicznych, gdzie ogólnie dobre właściwości osnowy utrudniają wykazanie korzyści płynących z wprowadzenia włókien. wykorzystanie w kompozytach metalowych potencjalnie wysokich właściwości nanorurek węglowych, w szczególności mechanicznych, termicznych oraz elektrycznych, wiąże się z wieloma problemami, zwykle niewystępującymi przy kompozytach polimerowych [4]. podstawowy problem to brak zwilżania nanorurek węglowych przez większość metali oraz wysoka temperatura towarzysząca procesom wytwarzania kompozytów mm-cnts. nanorurki mają bardzo dużą powierzchnię właściwą, dochodzącą do 200 m2/g, co bezpośrednio wpływa na ich skłonność do aglomerowania dzięki siłom van der waalsa [5÷7]. brak zwilżania cnts przez większość metali potęguje efekt tworzenia klastrów, a tym samym prowadzi do porowatości materiału kompozytowego. trudność zapewnienia odpowiedniej dyspersji włókien w osnowie stanowi kolejną przeszkodę w dążeniu do pełnego wykorzystania potencjału nanorurek węglowych [1, 4, 8, 9]. inne wyzwanie dotyczące produkcji kompozytów mm-cnts wynika z konieczności zapewnienia chemicznej i strukturalnej stabilności nanorurek w metalowej osnowie. wysoka temperatura i niejednokrotnie znaczne naprężenia towarzyszące produkcji mmc (ang. metal matrix composites) mogą być przyczyną defektów bądź całkowitego rozkładu cnts w wyniku niekontrolowanej reakcji [1, 10]. metody wytwarzania materiałów kompozytowych mm-cnts można najogólniej podzielić na dwie grupy. pierwsza obejmuje metody niewymagające nagrzania metalu do temperatury przekraczającej jego temperaturę topnienia, druga obejmuje procesy wymagające udziału fazy ciekłej. większość metod wytwarzania materiałów kompozytowych w stanie stałym jest oparta na technikach metalurgii proszków. nanorurki węglowe mieszane są z proszkiem metalu, po czym następuje ich zagęszczanie w wysokiej lub niskiej temperaturze. podstawową zaletą metalurgii proszków jest możliwość wytwarzania kompozytów o dowolnym składzie chemicznym ze względu na brak zależności od przemian fazowych, jak to ma miejsce w procesach wysokotemperaturowych (np. odlewaniu). techniki metalurgii proszków znalazły zastosowanie głównie do wytwarzania kompozytów w układzie al-cnts [11÷13] oraz cu-cnts [14÷16]. inne analizowane osnowy to mg [17], ni [14], ag [18], sn [19], ti [20] oraz ich stopy. metody wytwarzania materiałów kompozytowych w stanie ciekłym, ogólnie są dzielone na odlewanie i infiltrację, są znacznie mniej powszechne od metod metalurgii proszków. ze względu na temperaturę topnienia osnowy koncentrują się głównie wokół al, mg i ich stopów [21, 22]. infiltracja jest techniką, w której ciekły metal lub stop infiltruje tkaninę z włókien nanorurkowych lub porowaty „perform” przygotowany na drodze metalurgii proszków [23]. w tym przypadku głównym problemem nie jest dyspersja nanorurek w ciekłym metalu, tak jak w procesach odlewania, lecz zapewnienie poprawnego wypełnienia porów. podstawową zaletą procesów wysokotemperaturowych jest łatwość formowania dużych wyrobów, przez co idealnie sprawdzają się w produkcji na masową skalę. jednak wysoka temperatura procesów oraz szczególne właściwości fizykochemiczne nanorurek węglowych wiążą się z wyzwaniami wynikającymi z konieczności zapewnienia: odpowiedniej dyspersji nanorurek węglowych w ciekłym metalu lub stopie, stabilności strukturalnej nanorurek w ciekłym metalu lub stopie i stabilności chemicznej nanorurek w aktywnym metalu lub stopie. brak zwilżania nanorurek węglowych przez większość metali wymaga odpowiedniej modyfikacji układu cnts-metal. jednym ze sposobów poprawy zwilżalności jest dodatek do analizowanej osnowy odpowiednich pierwiastków stopowych [24]. rodzaj i ilość dodatków zwykle wymaga optymalizacji razem z parametrami konsolidacji, w celu zapewnienia pożądanych właściwości kompozytu wynikających z poprawnej strefy rozdziału faz, a z drugiej strony uniknięcia niekontrolowanej reakcji chemicznej mogącej doprowadzić do rozkładu cnts. tylko nieliczne prace dotyczą wytwarzania materiałów kompozytowych w stanie ciekłym z wykorzystaniem technik spawalniczych. istnieją więc przesłanki ku temu, by podjąć badania w tym zakresie i w zakresie zastosowania nanorurek węglowych jako modyfikatorów struktury i właściwości stali, metali oraz ich stopów. celem niniejszych badań jest opracowanie metod wprowadzania nanorurek węglowych do jeziorka ciekłego metalu, dzięki czemu będzie możliwe wytworzenie eksperymentalnych materiałów kompozytowych mm-cnt oraz określenie wpływu cnts na strukturę i właściwości stali. przebieg badań badano trzy metody wprowadzania nanorurek węglowych do jeziorka ciekłego metalu. ich skuteczność przeanalizowano dla osnowy w postaci stali austenitycznej 1h18n9 (aisi 301, rys. 1, tabl. i) oraz procesów przetapiania gta, mikroplazmowego i laserowego. w dwóch metodach wykorzystano komercyjnie 45przegląd spawalnictwa 12/2011 dostępne, wielościenne nanorurki węglowe mwcnts, wyprodukowane w procesie katalitycznego osadzania par węgla ccvd (ang. catalic chemical vapor deposition), nanocyltm nc7000 (rys. 2, tabl. ii). w trzeciej metodzie wykorzystano wykonane w department of materials science and metallurgy, university of cambridge, „dywaniki” stanowiące uporządkowane nanorurki węglowe o prostopadłej orientacji względem stalowego podłoża. w celu umożliwienia oceny wpływu odmiany węgla na właściwości i strukturę stali badania przedstawione w metodzie pierwszej powtórzono dla nawęglacza w formie karburytu. procedura pierwsza. w materiale wejściowym (blacha ze stali austenitycznej 1h18n9) o wymiarach 155x60x7 mm wywiercono otwory o średnicy 1,3 mm w odległości ok 0,5 mm od powierzchni blachy (rys. 3). do otworów wprowadzono nanorurki węglowe (cnts), karburyt (kr), żelazo (fe) oraz proszki uzyskane dzięki zmieszaniu powyższych składników w młynie kulowym (tabl. iii). następnie zaślepiono otwory, aby uniknąć wysypania wsadu i dokonano przetopień metodą gta (castotig 2002, eutronic gap 200, castolin) elektrodą wolframową torowaną wt20 o średnicy 2,4 mm wg parametrów umożliwiających uzyskanie wtopienia o głębokości ok. 3 mm (tabl. iii). przetopione blachy przecięto w odległości 15 mm od czoła próbki, tj. w połowie długości ściegów i wykonano zgłady metalograficzne (rys. 4). analiza mikrotwardości obszarów przetopień wykazała nieznaczne różnice twardości w porównaniu do materiału rodzimego. przy modyfikacji stali proszkiem fe uzyskano twardość na poziomie ok. 190 µhv0,1, czyli o 10 µhv0,1 mniejszą od twardości materiału rodzimego (tabl. iv). dodatek węgla w postaci karburytu nie zmienia twardości ściegów, podczas gdy węgiel w postaci cnts powoduje wzrost twardości o ok. 25% (tabl. iv). obserwacje sem (jeol 5800 lv sem edx) obszaru przetopienia stali austenitycznej 1h18n9 rys. 1. mikrostruktura stali 1h18n9 (aisi 301) fig. 1. microstructure of 1h18n9 (aisi 301) steel tablica i. skład chemiczny stali 1h18n9 (aisi 301) table i. chemical composition of 1h18n9 (aisi 301) steel c si mn cr p s n mo ni 0 ,0 5 ÷ 0 ,1 5 ≤2 ,0 ≤2 ,0 1 6 ,0 ÷ 1 9 ,0 ≤0 ,0 45 ≤0 ,0 15 ≤0 ,0 11 ≤0 ,0 8 6 ,0 ÷ 9 ,5 rys. 2. obraz sem nanorurek węglowych nanocyltm nc7000 fig. 2. the nanocyltm nc7000 carbon nanotubes sem view tablica ii. parametry nanorurek węglowych nanocyltm nc7000 table ii. the nanocyltm nc7000 carbon nanotubes parameters właściwość wartość jednostka metoda pomiaru średnia średnica 9,5 nm tem średnia długość 1,5 µm tem czystość nanorurek 90 % tga wtrącenia tlenków metali 10 % tga obszar powierzchniowy 250÷300 m2/g bet rys. 3. blacha ze stali austenitycznej 1h18n9 (aisi 301) przygotowana do wprowadzenia odpowiednich wsadów fig. 3. austenitic stainless steel 1h18n9 (aisi 301) prepared to fill the holes with proper material tablica iii. parametry przetopień wykonanych metodą tig na powierzchni stali austenitycznej 1h18n9 (aisi 301) z nawierconymi otworami z wsadem table iii. parameters of 1h18n9 (aisi 301) austenitic steel surface tig welding with filler material in the drilled holes n r śc ie gu pr ze to pi en ia r od za j w sa du p rę dk oś ć pr ze ta pi an ia v, m m /s n at ęż en ie pr ąd u j, a n ap ię ci e u , v 1 100% fe 2 80 12 2 99,5% fe + 0,5% cnts 3 99,0% fe + 1,0% cnts 4 100,0% cnts 5 99,5% fe + 0,5% kr 6 99,0% fe + 1,0% kr 7 100,0% kr uwagi: natężenie gazu ochronnego ar = 7,0 l/min, kr – karburyt 46 przegląd spawalnictwa 12/2011 tablica v. parametry analizy fazowej xrd (philips apd x’pert pw 3020) table v. the xrd phase analysis parameters (philips apd x’pert pw 3020) parametr wartość kąt początkowy 2θ, ° 20,0 kąt końcowy 2θ, ° 100,0 skok kątowy 2θ, ° 0,02 czas zliczania impulsów w 1 pozycji, s 6,0 szczelina formująca wiązkę, ° 0,5 szczelina wyjściowa, mm 0,2 napięcie, kv 40,0 natężenie prądu, ma 40,0 obrót próbki, obr/s 2,0 tablica iv. wartość średnia pomiarów mikrotwardości hv0,1 table iv. the average value of microhardness hv0,1 przetopiona stal 1h18n9 (aisi 301) przetopiona stal 1h18n9 (aisi 301) zmodyfikowana proszkiem w sa d f e + 0, 5% c n ts w sa d f e + 1% c n ts w sa d 10 0% c n ts w sa d f e + 0, 5% k r w sa d f e + 1% k t w sa d 10 0% k r 200 207,6 282,7 254,3 187,3 176,9 200,5 rys. 5. mikrostruktura obszarów przetopień stali 1h18n9 (aisi 301) zmodyfikowanej węglem w formie: a-c) nanorurek węglowych, d-f) karburytu fig. 5. microstructure of weld penetration areas of steel 1h18n9 (aisi 301) modified with carbon in the form of: a-c) of carbon nanotubes, d-f) karburytu węgiel w formie cnts węgiel w formie karburytu p ro sz ek f e + 0, 5 % c a) d) p ro sz ek f e + 1, 0 % c b) e) p ro sz ek f e + 10 0, 0 % c c) f) rys. 6. cząsteczki o wymiarze 100÷300 nm wypełniające mikropęcherze w obszarze przetopienia stali austenitycznej 1h18n9 (aisi 301) zmodyfikowanej proszkiem 100% cnts, (rys. 4c i 5c) fig. 6. micropores filling particles of 100÷300 nm size in the weld penetration of 1h18n9 austenitic steel (aisi 301) 100% cnts powder modified (fig. 4c and 5c) węgiel w formie cnts węgiel w formie karburytu p ro sz ek f e + 0, 5 % c a) d) p ro sz ek f e + 1, 0 % c b) e) p ro sz ek f e + 10 0, 0 % c c) f) rys. 4. mikrostruktura obszarów przetopienia stali 1h18n9 (aisi 301) zmodyfikowanej węglem w formie: a-c) nanorurek węglowych, d-f) karburytu fig. 4. microstructure of weld penetration areas of steel 1h18n9 (aisi 301) modified with carbon in the form of: a-c) of carbon nanotubes, d-f) karburytu (aisi 301) zmodyfikowanej nanorurkami węglowymi wykazały, że ciemne obszary, interpretowane pierwotnie (na podstawie obserwacji z wykorzystaniem mikroskopu optycznego) jako jedna z faz, stanowią gęsto upakowane pęcherze o wymiarze od 50 nm do kilku µm (rys. 5a-c). pęcherze te nie występują w przypadku stali modyfikowanej żelazem oraz węglem w formie karburytu (rys. 5d-f). wysokorozdzielcza mikroskopia skaningowa pozwoliła zaobserwować wystające z pę47przegląd spawalnictwa 12/2011 tablica vi. pozycje i natężenia pików dyfraktogramu otrzymanego dla stali austenitycznej 1h18n9 (aisi 301) (rys. 7a) table vi. peak positions and intensities of diffraction pattern obtained for 1h18n9 austenitic steel (aisi 301) (fig. 7a) pozycja, °2θ max. cts fwhm, °2θ d-spacing, å rel. int,. % tip width, °2θ faza* 39.0527 24.55 0.2362 2.30653 0.21 0.2834 43.4056 11834.53 0.1968 2.08479 100.00 0.2362 fe cr ni 50.5055 3185.22 0.2755 1.80711 26.91 0.3306 74.3729 853.97 0.3149 1.27552 7.22 0.3779 90.1956 1077.74 0.1968 1.08841 9.11 0.2362 95.5174 540.68 0.3840 1.04049 4.57 0.4608 * na podstawie bazy danych the international centre for diffraction data® (icdd®), 2010 tablica vii. pozycje i natężenia pików dyfraktogramu otrzymanego dla stali austenitycznej 1h18n9 (aisi 301) zmodyfikowanej proszkiem 100% cnts (rys. 7b) table vii. peak positions and intensities of diffraction pattern obtained for 1h18n9 austenitic steel (aisi 301) 100% powder cnts modified (fig. 7b) pozycja ,°2θ max. cts fwhm, °2θ d-spacing, å rel. int., % tip width, °2θ faza* 29.4355 22.31 0.1574 3.03450 0.31 0.1889 – 43.4496 7135.87 0.2362 2.08278 100.00 0.2834 fe cr ni 50.5160 1499.58 0.2755 1.80676 21.01 0.3306 74.3599 608.28 0.1968 1.27571 8.52 0.2362 90.2075 649.61 0.2880 1.08740 9.10 0.3456 95.5237 360.80 0.1920 1.04044 5.06 0.2304 * na podstawie bazy danych the international centre for diffraction data® (icdd®), 2010 cherzy podłużne cząsteczki o wymiarze 100÷300 nm (rys. 6). w celu identyfikacji tej fazy przeprowadzono rentgenowską analizę fazową z wykorzystaniem dyfraktometru philips apd x’pert pw 3020. dyfraktogramy materiału rodzimego oraz obszaru przetopienia stali austenitycznej 1h18n9 zmodyfikowanej proszkiem 100% cnts sporządzono przy parametrach jak w tablicy v. dyfraktogram otrzymany dla stali 1h18n9 (aisi 301) odpowiada stali austenitycznej (fe-cr-ni) (rys. 7a, tabl. vi). jeden dodatkowy pik o bardzo małej intensywności przy 2θ = 39,0527° można potraktować jako zakłócenie. dyfraktogram otrzymany dla obszaru przetopienia stali austenitycznej 1h18n9 (aisi 301) zmodyfikowanej proszkiem 100% cnts jest identyczny z dyfraktogramem materiału rodzimego, pomimo wyraźnie odmiennej mikrostruktury. dodatkowy pik o bardzo małej intensywności przy 2θ = 29,4355° analogicznie jak w przypadku mr można potraktować jako zakłócenie, (rys. 7b, tabl. vii). nie zaobserwowano pików przy 2θ = 26°, 2θ = 42,4° i 2θ = 77,7°, które mogłyby świadczyć o obecności nanorurek węglowych. niemal identyczne mikrostruktury obszarów przetopienia stali austenitycznej 1h18n9 (aisi 301) zmodyfikowanej proszkami o różnym udziale nanorurek węglowych, tj.: fe + 0,5% cnts, fe + 1% cnts oraz 100% cnts, pozwalają przypuszczać, że w czasie przetapiania łukowego tig próbek z wsadem o największym udziale cnts znaczna część nanorurek węglowych uległa wypaleniu i tylko niewielka ich część wzięła udział w modyfikacji struktury stali (rys. 4a-c i 5a-c). bardzo mały rozmiar wykorzystanych nanorurek węrys. 7. dyfraktogram otrzymany dla: a) stali austenitycznej 1h18n9 (aisi 301), b) stali austenitycznej 1h18n9 (aisi 301) zmodyfikowanej proszkiem 100% cnts, analiza wg tabl. v (philips apd x’pert pw 3020) fig. 7. diffraction pattern obtained for: a) 1h18n9 austenitic steel (aisi 301), b) 1h18n9 austenitic steel (aisi 301) 100% powder cnts modified, the analysis acc. to tab. v (philips apd x’pert pw 3020) a) b) 48 przegląd spawalnictwa 12/2011 glowych (średnica ok. 9,5 nm), przypadkowa orientacja w osnowie oraz niewielki udział wagowy mogą uniemożliwić wykrycie cnts podczas badań xrd. tym samym brak możliwości jednoznacznego określenia natury cząstek wypełniających pęcherze pozwala jedynie przypuszczać, że stanowią one wiązki nanorurek węglowych bądź nanocząsteczki powstałe w wyniku ich rozkładu. procedura druga. w celu wprowadzenia nanorurek węglowych do jeziorka ciekłego metalu wykonano materiał dodatkowy w postaci drutu z rdzeniem proszkowym. koszulkę ze stali niskowęglowej o średnicy 1,6 mm wypełniono nanorurkami węglowymi, żelazem oraz ich mieszankami (tabl. viii). następnie wykonano napoiny metodą tig (castotig 2002, castolin), stosując parametry jak w tablicy viii. blachę przecięto w odległości 15 mm od czoła próbki, tj. w połowie długości ściegów i wykonano zgłady metalograficzne (rys. 8÷10). struktura i wielkość ziaren ściegów wykonanych bez materiału dodatkowego i z materiałem dodatkowym w postaci drutów z rdzeniem proszkowym są podobne, jednak w drugim przypadku widoczna jest znaczna niejednorodność wynikająca z niedostatecznego wymieszania rys. 8. mikrostruktura: a) przetopionej stali 1h18n9 (aisi 301), ścieg 1, b) napoiny wykonanej z wykorzystaniem drutu proszkowego wypełnionego 100% fe, ścieg 2 (tabl. viii) fig. 8. microstructure: a) the melted 1h18n9 steel (aisi 301), bead 1, b) the padding weld made with the use of 100% fe cored wire, bead 2 (tab. viii) tablica viii. parametry przetopień wykonanych metodą tig na powierzchni stali austenitycznej 1h18n9 (aisi 301) z wykorzystaniem materiału dodatkowego w postaci drutu z rdzeniem proszkowym table viii. parameters of 1h18n9 (aisi 301) austenitic steel surface tig welding with filler material in the form of cored wire nr ściegu przetopienia rodzaj wsadu prędkość przetapiania v, mm/s natężenie prądu i, a napięcie u, v 1 brak 3 80 12 2 100% fe 3 fe + 0,5% cnts 4 fe + 1% cnts 5 brak 4,5 6 100% fe 7 fe + 0,5% cnts 8 fe + 1% cnts uwagi: natężenie gazu ochronnego ar = 7,0 l/min rys. 9. mikrostruktura napoiny wykonanej z wykorzystaniem drutu proszkowego wypełnionego: a) fe + 0,5% cnts, ścieg 3, b) fe + 1,0% cnts, prędkość przetapiania 3 mm/s, ścieg 4 (tabl. viii) fig. 9. microstructure of the padding weld deposit made with the use of cored wire: a) fe + 0.5% cnts, bead 3, b) fe + 1.0% cnts, bead 4, the welding speed of 3 mm/s (tab. viii) a) b) a) b) 49przegląd spawalnictwa 12/2011 spoiwa z materiałem rodzimym (jasne i ciemne obszary widoczne na rysunkach 9÷11). analiza mikrotwardości ściegów wykonanych metodą tig przy stałych parametrach procesu wykazała znaczną niejednorodność właściwości obszaru przetopienia (tabl. ix). w jasnych obszarach przetopień zaobserwowano 30% wzrost twardości w porównaniu do materiału rodzimego, podczas gdy w ciemnych obszarach twardość dochodzi do 300% twardości materiału rodzimego (rys. 11). największy wzrost twardości odnotowano w przypadku zastosowania drutów z rdzeniem proszkowym o największym udziale nanorurek węglowych, tj. fe + 1% cnts, ściegi 4 i 8 (tabl. viii). procedura trzecia. w większości przypadków wytwarzania kompozytów mm-cnt materiał wyjściowy do dalszej przeróbki powstaje mieszania nanorurek węglowych z proszkami metalicznymi za pomocą młynów kulowych [25]. niektóre rozwiązania wykorzystują dyspersję w ciekłym medium dzięki mieszaniu ultradźwiękowemu [26], rozpylanie i suszenie zawiesiny nanorurek [27], bądź syntezę cnts bezpośrednio na cząsteczkach proszku metalu stanowiącego osnowę kompozytu [28]. badania wstępne wykazały, że nanorurki węglowe w formie czystego proszku, jak i mieszanki z proszkami metalicznymi są wydmuchiwane z obszaru przetapiania nawet przy najmniejszym dopuszczalnym przepływie gazu osłonowego. dlatego też w trzeciej procedurze wprowadzania cnts do jeziorka ciekłego metalu zaproponowano bezpośrednią rys. 10. mikrostruktura napoiny wykonanej z wykorzystaniem drutu proszkowego wypełnionego: a) fe + 0,5% cnts, ścieg 7, b) fe + 1,0% cnts, ścieg 8, prędkość przetapiania 4,5 mm/s (tabl. viii) fig. 10. microstructure of the padding weld made with the use of cored wire: a) fe + 0,5% cnts, bead 7, b) fe + 1,0% cnts. bead 8, the welding speed of 4,5 mm/s (tab. viii) rys. 11. strefy niejednorodnego wymieszania spoiwa z materiałem rodzimym: 1 – jasne obszary o niewielkiej twardości, 2 – ciemne obszary o wysokiej twardości fig. 11. non-homogeneous zones of weld material and base material mixing: 1 – bright areas with low hardness, 2 – the dark areas with high hardness tablica ix. wartość średnia pomiarów mikrotwardości hv0,1 table ix. the average value of microhardness hv0,1 prędkość przetapiania 3 mm/s prędkość przetapiania 4,5 mm/s ścieg 1 ścieg 2 ścieg 3 ścieg 4 ścieg 5 ścieg 6 ścieg 7 ścieg 8 196,5 200,3 351,4 454,2 192,6 210,3 361,3 580,9 rys. 12. płytka stalowa z uzyskaną na drodze syntezy cvd warstwą nanorurek węglowych ułożonych prostopadle do podłoża fig. 12. steel plate obtained by the cvd synthesis of carbon nanotubes layer arranged perpendicular to the ground rys. 13. zmiana mikrostruktury analizowanej stali spowodowana warunkami syntezy cvd fig. 13. change of microstructure of analyzed steel caused by the conditions of cvd synthesis syntezę nanorurek węglowych na powierzchni płytek stalowych, co gwarantuje ich dobrą przyczepność do podłoża (rys. 12). do syntezy wielościennych nanorurek węglowych na podłożu ze stali austenitycznej wykorzystano reaktor cvd zaprojektowany przez zespół naukowy z department of materials science and metallurgy, university of cambridge oraz substraty w formie mieszanki ferrocen/toluen. ferrocen, którego temperatura a) b) 50 przegląd spawalnictwa 12/2011 wnioski przeprowadzone badania pozwalają stwierdzić, że przetapianie blach z otworami wypełnionymi proszkiem o ściśle określonym składzie chemicznym (procedura pierwsza) stanowi najlepszą metodę wprowadzania nanorurek węglowych do jeziorka ciekłego metalu. brak czynników zakłócających, takich jak obecność pierwiastków stopowych w koszulce drutu spawalniczego (wykorzystywanego w procedurze drugiej) decyduje o skuteczności metody i ułatwia optymalizację parametrów procesu. metoda trzecia, ze względu na niekorzystną zmianę struktury analizowanej stali, wymaga modyfikacji. rozwiązaniem problemu może być synteza na podłożu kwarcowym, po której nastąpi przeniesienie „dywaników” na powierzchnię niezmodyfikowanej stali. wykorzystując procedurę pierwszą wykazano, że wprowadzając do jeziorka ciekłego metalu analogiczne ilości węgla w formie nanorurek i karburytu, literatura [1] agrawal a.: carbon nanotubes: reinforced metal matrix composites, crc press isbn:1439811490, 2010. [2] bakshi s. at al.: carbon nanotube reinforced metal matrix composites – a review, international materials reviews, vol. 55 no. 1/ 2010, s. 41-64. [3] coleman j., at al.: small but strong: a review of the mechanical properties of carbon nanotube–polymer composites, carbon, vol. 44, iss. 9, pp. 1624-1652, 2006. [4] neubauer e., at al.: potential and challenges of metal-matrix-composites reinforced with carbon nanofibers and carbon nanotubes, composites science and technology, vol. 70, iss. 16, 31, s. 2228-2236, 2010. [5] barai p., weng g.: a theory of plasticity for carbon nanotube reinforced composites, international journal of plasticity 27, s. 539-559, 2011. [6] he x., at al.: buckling analysis of multi-walled carbon nanotubes: a continuum model accounting for van der waals interaction, journal of mechanics and physics of solids 53, pp. 303-326, 2005. [7] tan h., at al.: the effect of van der waals-based interface cohesive law on carbon nanotube-reinforced composite materials, composites science and technology, vol. 67, iss. 14, s. 2941-2946, 2007. parowania wynosi 170°c, został wykorzystany jako źródło katalizatora (żelazo) jak i węgla. toluen, którego temperatura parowania to 110°c, został zastosowany jako rozpuszczalnik dla ferrocenu i główny składnik węgla w procesie syntezy. w czasie syntezy uzyskano płytki z warstwą wierzchnią w formie uporządkowanych nanorurek węglowych o prostopadłej orientacji względem stalowego podłoża, które następnie przetopiono laserem włóknowym hpfl (spi200c firmy spi) oraz łukiem mikroplazmowym (eutronic gap 2001dc, castolin). zaletą opracowanej metody jest niewrażliwość na działanie gazu osłonowego (dzięki dobrej przyczepności cnts do podłoża), jednak długi czas wytrzymania (ok. 4 h) w wysokiej temperaturze pieca reakcyjnego (ok. 760°c) w obecności produktów odparowania mieszanki ferrocen/toluen (c, h, fe) doprowadził do zmian strukturalnych podłoża, które uniemożliwiają jednoznaczną ocenę wpływu cnts na strukturę i właściwości stali (rys. 14). można uzyskać ściegi o odmiennej strukturze i twardości. potwierdza to zasadność dalszych badań z wykorzystaniem nanorurek węglowych jako modyfikatora stali, a także innych metali i ich stopów. opracowane metody wprowadzania nanorurek węglowych do jeziorka ciekłego metalu należy wykorzystać w badaniu ich stabilności chemicznej oraz strukturalnej w ciekłych stopach przy różnych metodach przetapiania. w czasie analizy xrd nie zaobserwowano pików, które mogłyby świadczyć o obecności nanorurek węglowych w analizowanych ściegach. ze względu na wysoką temperaturę towarzyszącą przetapianiu stali austenitycznej, nanorurki węglowe najprawdopodobniej uległy rozkładowi. w związku z tym w badaniach nad zastosowaniem cnts jako składnika umacniającego materiały kompozytowe zaleca się wybór metali bądź też stopów o niższej temperaturze topnienia od analizowanej stali austenitycznej. [8] zeng x., at al.: a new technique for dispersion of carbon nanotube in a metal melt, materials science and engineering: a, vol. 527, iss. 20, 25, pp. 5335-5340, 2010. [9] bakshi s., batista r., agarwal a.: quantification of carbon nanotube distribution and property correlation in nanocomposites, composites part a: applied science and manufacturing, vol. 40, iss. 8, s. 1311-1318, 2009. [10] deng c., at al.: processing and properties of carbon nanotubes reinforced aluminum composites, materials science and engineering a 444, s. 138-145, 2007. [11] liao j., tan m.: mixing of carbon nanotubes (cnts) and aluminum powder for powder metallurgy use, powder technology, vol. 208, iss. 1, s. 42-48, 2011. [12] wu y., kim g.: carbon nanotube reinforced aluminum composite fabricated by semi-solid powder processing, journal of materials processing technology, vol. 211, iss. 8, s. 13411347, 2011. [13] liao j., at al.: carbon nanotube evolution in aluminum matrix during composite fabrication process, materials science forum, vol. 690 (2011), s. 294-297, 2011. [14] kim ch., at al.: strengthening of copper matrix composites by nickel-coated single-walled carbon nanotube reinforcements, synthetic metals, vol. 159, iss. 5-6, s. 424-429, 2009. 51przegląd spawalnictwa 12/2011 [15] cho s., at al.: multiwalled carbon nanotubes as a contributing reinforcement phase for the improvement of thermal conductivity in copper matrix composites, scripta materialia, vol. 63, iss. 4, s. 375-378, 2010. [16] uddin s., at al.: effect of size and shape of metal particles to improve hardness and electrical properties of carbon nanotube reinforced copper and copper alloy composites, composites science and technology, vol. 70, iss. 16, s. 2253-2257, 2010. [17] kondoh k., at al.: microstructural and mechanical analysis of carbon nanotube reinforced magnesium alloy powder composites, materials science and engineering: a, vol. 527, iss. 16-17, s. 4103-4108, 2010, [18] feng y., yuana h., zhanga m.: fabrication and properties of silver-matrix composites reinforced by carbon nanotubes, materials characterization, vol. 55, iss. 3, s. 211-218, 2005. [19] naia s., weib j., gupta m.: improving the performance of lead-free solder reinforced with multi-walled carbon nanotubes, materials science and engineering: a, volume 423, issues 1-2, s. 166-169, 2006. [20] kondoh k., at al.: characteristics of powder metallurgy pure titanium matrix composite reinforced with multi-wall carbon nanotubes, composites science and technology, vol. 69, iss. 7-8, pp. 1077-1081, 2009. [21] li q., rottmaira ch., singera r.: cnt reinforced light metal composites produced by melt stirring and by high pressure die casting, composites science and technology, volume 70, issue 16, s. 2242-2247, 2010. [22] uozumi h., at at.: fabrication process of carbon nanotube/ light metal matrix composites by squeeze casting, materials science and engineering: a, vol. 495, iss. 1-2, s. 282-287, 2008. [23] zhou s., at al.: fabrication and tribological properties of carbon nanotubes reinforced al composites prepared by pressureless infiltration technique, composites part a: applied science and manufacturing, vol. 38, iss. 2, s. 301-306, 2007. [24] laha t., at al.: interfacial phenomena in thermally sprayed multiwalled carbon nanotube reinforced aluminum nanocomposite, acta mater. 55, s. 1059-1066, 2007. [25] liao j., tan m.: mixing of carbon nanotubes (cnts) and aluminum powder for powder metallurgy use, powder technology, vol. 208, iss. 1, s. 42-48, 2011. [26] yu j., at al.: controlling the dispersion of multi-wall carbon nanotubes in aqueous surfactant solution, carbon, vol. 45, iss. 3, s. 618-623, 2007. [27] bakshi, s., at al.: aluminum composite reinforced with multiwalled carbon nanotubes from plasma spraying of spray dried powders, surf. coat. tech. 203, s. 1544-1554, 2009. [28] suttiruengwong s., sricharussin w.: synthesis of stainless steel/cnts nanocomposite powders, advanced materials research, vol. 93-94, s. 181-184, 2010. cloos polska – 20 lat na rynku kierunki rozwoju robotyzacji procesów spawalniczych – tak zatytułowane zostało seminarium, które odbyło się 28 września 2011 r. w siedzibie firmy cloos polska w świdnicy. spotkanie, w którym udział wzięło ponad 70 osób z firm i organizacji działających na rynku spawalniczym organizowane było w ramach obchodów 20 rocznicy powstania firmy cloos polska oraz 60 rocznicy powstania sekcji wałbrzych simp. podczas spotkania prezentowane były zagadnienia związane z robotami serii qirox oraz urządzeniami spawalniczymi qineo. szczególne zainteresowanie wzbudził wykład dotyczący spawania cylindrycznych detali wielkogabarytowych z wykorzystaniem systemu „krokodyl”. po sesji teoretycznej uczestnicy mieli możliwość obejrzenia praktycznych prezentacji wybranych technologii i metod spawania w tym między innymi wykorzystania sensorów w aplikacjach zrobotyzowanych, spawania technologią rapidweld, spawania orbitalnego, znakowania przemysłowego, przyłbic spawalniczych oraz zacisków de-sta-co, które prezentowane były w specjalnym demonstracyjnym samochodzie pokazowym. wszystkim uczestnikom dziękujemy za przybycie. cloos polska wydarzenia 201405_pspaw_5584.pdf 17przegląd spawalnictwa 5/2014 dariusz mężyk magnetyczna ocena naprężeń w instalacjach rurociągowych z wykorzystaniem efektu barkhausena magnetic evaluation of stress in the operation   of pipeline using the barkhausen effect wstęp eksploatacja urządzeń ciśnieniowych w energetyce zawodowej spotyka się z problemami zapewnienia bezpieczeństwa ich obsługi. bezawaryjne użytkowanie podyktowane jest również względami ekonomicznymi. szczególnym obciążeniom cieplno-mechanicznym poddawane są elementy kotłów parowych i rurociągów wysokoprężnych. w krajowej, jak i zagranicznej energetyce znane są przypadki awarii walczaków kotłowych, elementów ciśnieniowych kotłów oraz rurociągów. urządzenia te podlegają dozorowi urzędu dozoru technicznego. abstract elements of steel structures exhibit a non-zero state of stress at every stage of operating, from the manufacturing phase to the recycling of the object. knowledge of the size and the nature of stress, including the principal stresses and directions of their actions cause to determination the degree of exhaustion of the sustainability of the structure or its individual components. to test the stress state in the steel materials are used, inter alia, strain gauge and magnetic methods. the paper presents the results of stresses in the selected parts of the pipeline. the aim of the study was to determine the usefulness of magnetic methods for determining the state of stress in this type of construction. measured the level of intensity of the barkhausen effect in certain points, and then determined the character and the level of stress in these passages. the test results by means of the eb has been verified by measurement of stress by the strain gauge method. keywords: pipelines, stress, barkhausen effect streszczenie elementy konstrukcji stalowych wykazują niezerowy stan naprężeń na każdym etapie eksploatacji, od fazy wytwarzania do wyłączenia obiektu. znajomość wielkości, a także charakteru naprężeń, w tym wartości naprężeń głównych i kierunków ich działania, pozwala na określenie stopnia wyczerpania trwałości konstrukcji lub poszczególnych jej elementów. do badań stanu naprężeń w materiałach stalowych stosowane są m.in. metody tensometryczne i magnetyczne. w artykule przedstawiono wyniki badań naprężeń własnych w wybranych fragmentach rurociągu. celem badań było określenie przydatności metody magnetycznej do określenia stanu naprężeń w tego typu konstrukcji. mierzono poziom natężenia efektu barkhausena (eb) w wybranych punktach, a następnie wyznaczono znak i poziom naprężeń w tych fragmentach. wyniki badań za pomocą eb zostały zweryfikowane przez pomiar naprężeń metoda tensometryczną. słowa kluczowe: rurociągi, naprężenia, efekt barkhausena najczęstsze awarie rurociągów wysokoprężnych lokalizowane są w elementach kształtowych (łuki, trójniki, czwórniki) i spoinach. już na etapie projektowym, zgodnie z warunkami technicznymi dozoru technicznego przyjmowane są wskaźniki bezpieczeństwa dla zakładanych parametrów pracy. wielkości te, w zależności od konkretnego obiektu wynoszą: – temperatura robocza < 540oc, – ciśnienie robocze do 40 mpa. elementy użyte do budowy muszą mieć, zgodnie z normami, certyfikat producenta zawierający podstawowe dane materiałowe i wytrzymałościowe. mgr dariusz mężyk – instytut energetyki, warszawa. autor korespondencyjny/corresponding author: dariusz.mezyk@ien.com.pl 18 przegląd spawalnictwa 5/2014 dotychczas stosowane polskie normy wykorzystywane były również przy wykonywaniu ponownych obliczeń wytrzymałościowych dla obiektów, które przepracowały projektowy czas eksploatacji lub zbliżyły się do niego. obliczenia te mają za zadanie określenie aktualnej wytrzymałości obiektu. pojmując problem szerzej, z uwzględnieniem zagadnień z zakresu mechaniki pękania i trwałości materiałów, obliczenia wytrzymałościowe wykonywane za pomocą programów do symulacji komputerowej mogą dać cenne wskazówki, zapewniając możliwość bieżącej oceny wytrzymałości obiektu, a także oceny stopnia zagrożenia awarią w warunkach użytkowania. dotyczy to praktycznie całej energetyki, ponieważ elektrownie i elektrociepłownie podlegające udt [1] przekroczyły okres obliczeniowy i poddawane są procesom modernizacyjnym. eksploatacja i diagnostyka rurociągów w badaniach zachowania rurociągów konieczne jest wyznaczenie występujących w nich naprężeń i przemieszczeń z uwzględnieniem obszarów kryterialnych. do obliczeń przyjmuje się uproszczony model rurociągów, jakim jest belka zamocowana za pomocą systemu zawieszeń i utwierdzeń. obciążenie rurociągu stanowi ciśnienie wewnętrzne, rozkład temperatury wzdłuż rurociągu oraz ciężar rurociągu i reakcje podpór. w wyniku otrzymuje się wartości sił, momentów gnących i skręcających oddziałujących na rurociąg oraz wartości dylatacyjnych przemieszczeń cieplnych. na tej podstawie określa się obszary, gdzie wytężenie osiągnie największe wartości. wyznaczenie charakterystyki obciążenia kryterialnych elementów, stanowiącej relacje pomiędzy stanem naprężenia, odkształcenia, temperatury i czasem, uzyskuje się przy zastosowaniu metody elementów skończonych przy założeniu sprężysto-plastycznego modelu materiału. równoczesne działanie obciążeń mechanicznych i obciążeń cieplnych wynikających ze zmiany temperatury wywołuje odpowiednie stany odkształceń, można przedstawić zależnością: gdzie: εσ – odkształcenie liniowe wywołane stanem naprężenia, β – wsp. rozszerzalności liniowej, ∆t – przyrost temperatury, ε – sumaryczne odkształcenie liniowe. związek ten jest o tyle złożony, że jest zależny od modułów sprężystości, które wraz ze współczynnikiem są zależne od temperatury. uwzględnia się to, wprowadzając wartości średnie w rozpatrywanym obszarze temperatury. naprężenia wywołane różnicą temperatury na grubości ścianki rurociągu przyjmują wartości kilkudziesięciu mpa. wytrzymałość określa zdolność materiału do przenoszenia sumy naprężeń występujących w stanie nieobciążonym oraz powstających pod działaniem obciążeń roboczych – cieplnych i mechanicznych. zapas trwałości czasowej wyczerpuje się w trakcie eksploatacji i zależy od gatunku, właściwości mechanicznych i mikrostruktury materiału oraz obciążeń mechanicznych i wywołanych zmiennych stanów naprężeń, a także od charakteru cykli cieplnych. ze względu na złożoność zjawisk występujących w czasie eksploatacji w zmiennej temperaturze trudne jest opracowanie uniwersalnej metody badania odporności materiału na zmęczenie cieplne, a zatem i jego trwałości. na ogół przyjmuje się, że zmęczenie cieplne materiału to proces powstawania i rozwoju pęknięć w materiale oraz zmiany jego właściwości wywołane wielokrotnymi zmianami temperatury [2]. zmęczenie cieplne jest procesem zmęczeniowym niskocyklowym, gdzie istotną składową amplitudy odkształcenia jest odkształcenie plastyczne zachodzące w materiale w każdym cyklu zmian temperatury. głównymi czynnikami wpływającymi na przebieg zmęczenia cieplnego są: – czynniki charakteryzujące wymianę ciepła, – czynniki geometryczne obiektu, – czynniki wynikające z właściwości fizycznych i mechanicznych materiału, – parametry cyklu zmian temperatury. rurociąg łączący kocioł z turbiną poddany jest w czasie eksploatacji obciążeniom wynikającym ze zmian temperatury, ciśnienia czynnika oraz reakcji zamocowań i ograniczeń dylatacji cieplnej. objawia się to powstawaniem dodatkowych naprężeń w materiale, skracając czas bezawaryjnej eksploatacji. problem trwałości rurociągów jest głównie związany z trwałością łuków, tym bardziej, że trwałość eksploatacyjna łuków jest około czterokrotnie mniejsza niż odcinków prostoliniowych. łuki głównych rurociągów pary mogą ulec rozerwaniu bez poprzedzającej nieszczelności. utrudnienie realizacji przemieszczeń termicznych wywołuje deformacje trasy rurociągu, co prowadzi do zmiany kierunku spadu poziomych odcinków i gromadzenia się kondensatu. zgodność rzeczywistej geometrii trasy rurociągu z geometrią projektową (po wykonaniu naciągów kompensacyjnych), z uwzględnieniem rys. 1. schemat obciążenia łuku momentami gnącymi i skręcającymi fig 1. diagram of load of arc bending moments and torsion ε = εσ + β δt mr = √mo2 + mi2 + mt2 19przegląd spawalnictwa 5/2014 spadów poziomych odcinków rurociągu, powinna być kontrolowana pomiarami geodezyjnymi położenia rurociągu. długotrwała eksploatacja powoduje utratę skuteczności naciągów montażowych, co jest bezpośrednią przyczyną zmiany wielkości i kierunków spadów związanych z pracą cieplną rurociągu (rys. 2). efektem jest niekorzystne zjawisko gromadzenia się kondensatu powodujące powstawanie korków parowo-wodnych. w trakcie długotrwałej eksploatacji ciśnieniowych obiektów energetycznych pracujących w wysokich temperaturach następuje wyczerpanie zapasu trwałości i zmiana struktury materiału. jedną z przyczyn jest zmienny stan naprężeń oraz ich rozkład względem osi wzdłużnej rurociągów w kolejnych cyklach pracy obiektu. celem wykrycia wad produkcyjnych bądź eksploatacyjnych, stosuje się wiele metod badawczo-pomiarowych, których rezultaty stanowią kryterium oceny jakości i bezawaryjnej pracy rurociągu. wśród nich jedną z kluczowych ról odgrywają pomiary stanu naprężeń materiału rurociągu. metodyka badań naprężeń metodą tensometryczną do badań stosowane są trójczłonowe foliowe rozety tensometryczne kompensowane termicznie. rozety zainstalowane są w wybranych punktach badanych elementów. po stabilizacji cieplnej układów pomiarowych rejestruje się wartości stanów równowagi dla każdego członu rozety pomiarowej, a następnie wskazania kolejnego stanu równowagi. odprężenie warstwy powierzchniowej badanego elementu powoduje koncentrację naprężeń własnych w obszarze rozety, czemu towarzyszy powstanie odkształceń [3]. odkształcenia te są mierzone (rys. 3 i 4). wartości naprężeń głównych i kierunki ich działania wyznacza się za pomocą wzorów mathar’a. rys. 2. deformacja cieplna rurociągu fig 2. thermal pipeline deformation gdzie: σ1, σ2 – naprężenia główne, α – kąt odchylenia naprężenia σ1 od kierunku pomiarowego „a”, e – moduł sprężystości podłużnej elementu badanego, a, b – współczynniki zależne od konstrukcji rozety, εa ,εb ,εc – mierzone odkształcenia. dla najczęściej badanych stali badanych w energetycznych instalacjach rurociągowych takich jak p91 i 13hmf, przyjęto moduł sprężystości podłużnej e = 2,1 x 105 mpa [4]. naprężenia zredukowane σzred oblicza się na podstawie hipotezy hubera wykorzystując zależność obowiązującą dla dwukierunkowego stanu naprężeń jaki występuje w badanych warstwach powierzchniowych: dla elementów stalowych przyjmuje się, że naprężenia własne, których wartość w każdym z kierunków głównych spełnia warunek σ1,2 ≤ 0,1re występują normalnie w konstrukcjach stalowych. do określenia normalnego poziomu naprężeń można stosować również zależność σzred ≤ 0,1re. rys. 3. instalacja tensometryczna na rurociągu, wykonanie odwiertu odprężającego fig 3. strain gauge installation on the pipeline rys. 4. lokalizacja obszarów pomiarowych naprężeń na rurociągach pary fig 4. location of stress measuring areas on the pipeline σzred = √σ12 + σ22 + σ1σ2 tg 2α = εc εb 2εa εb εc σ1,2= e (εb+ εc) +/ e √(2εa εb εc)2+(εc εb)24a 4b 20 przegląd spawalnictwa 5/2014 podstawy pomiaru naprężeń z wykorzystaniem efektu barkhausena ze względu na konieczność minimalizacji kosztów badań stanu naprężeń niezbędne wydaje się stosowanie metody, która cechuje się z jednej strony tym, iż jest dogodna do praktycznego stosowania (mając na uwadze znaczną liczbę punktów pomiarowych, koszt przygotowania powierzchni do pomiaru i czas jednostkowego pomiaru także czas obliczeń naprężeń), a z drugiej strony dostarcza wyników rzetelnych. z tego powodu we współpracy z politechniką gdańską prowadzone są prace mające na celu wdrożenie do pomiaru naprężeń nieniszczącej metody magnetycznej opartej na efekcie barkhausena. odpowiedzialny za zjawisko histerezy magnetycznej skok barkhausena [5] granicy domenowej wewnątrz magnesowanego materiału generuje dwa zjawiska fizyczne, które są bardzo dogodne do zastosowania w dziedzinie badań nieniszczących jakości materiału i stanu naprężeń. te zjawiska to impulsowa zmiana indukcji magnetycznej przy powierzchni oraz impuls akustyczny docierający do powierzchni. zjawisko pierwsze jest wykorzystywane w metodzie określanej metodą szumów barkhausena, choć powinna być określana jako metoda polowego efektu barkhausena – dla odróżnienia od analogicznego efektu – tzw. mechanicznego efektu barkhausena wywołanego zmiennym w czasie naprężeniem. w obu efektach sygnałem pierwotnym jest napięcie indukowane w cewce zbliżonej do powierzchni metalu. w przypadku zjawiska emisji impulsu akustycznego (określanej zjawiskiem emisji magneto-akustycznej) sygnałem pierwotnym jest napięcie generowane w przetwornikach piezoelektrycznych [6]. efekt barkhausena związany jest ze skokowymi przemieszczeniami głównie granic typu 180o. tym samym wymuszona naprężeniem zmiana populacji tych granic „widoczna” jest w zmianie natężenia efektu barkhausena .w przypadku jednoosiowych naprężeń i pola magnetycznego współosiowego z naprężeniem natężenie efektu barkhausena powinno wzrastać dla naprężeń rozciągających i odpowiednio maleć dla naprężeń ściskających. na rysunku 5 przedstawiono wykres zależności tego parametru (określonego jako parametr pm) od poziomu naprężenia σ. nasycenie zmian natężenia eb dla badanej stali występuje dla naprężeń na poziomie ok. ±200 mpa, który bliski jest poziomowi granicy wytrzymałości. dynamika zmian natężenia eb w funkcji naprężeń ma kluczowe znaczenie dla rozdzielczości metody, a tym samym i dla dokładności oceny naprężeń. w warunkach przemysłowych pomiar sygnału barkhausena możliwy jest przy magnesowaniu lokalnym za pomocą elektromagnesu w kształcie litery u oraz detekcji sygnału przez cewkę indukcyjną zbliżoną do magnesowanej powierzchni. w przypadku rurociągów wykonanych ze stali ferrytycznych można wykorzystać do pomiaru naprężeń własnych metody magnetyczne wykorzystując wpływ naprężeń na właściwości magnetyczne stali, np.: pomiar parametrów pętli histerezy magnetycznej, pomiar harmonicznych, czy też pomiar natężenia efektu barkhausena (eb). ta ostatnia metoda wydaje się być szczególnie przydatną dla potrzeb badań nieniszczących w przypadku badania rurociągów, gdyż spełnia wymienione wyżej warunki. podkreślić też należy, że za pomocą tej metody można mierzyć odkształcenia w dowolnym kierunku na zakrzywionej powierzchni rurociągu. korzystając z próbki materiału poddanej skalowaniu uzależniającemu liczbę impulsów nc od naprężęń w kierunkach głównych (rys. 6) zwiększa się dokładność wyników badań. rys. 5. wpływ naprężeń na wartość maksymalną natężenia efektu barkhausena fig 5. effects of stress on the maximum intensity of the barkhausen effect rys. 6. funkcja skalowania dla płaskiego stanu naprężeń (stal st3) fig 6. scaling function for the plain state of stress (steel st3) w warunkach przemysłowych pomiar sygnału barkhausena możliwy jest przy magnesowaniu lokalnym za pomocą elektromagnesu w kształcie litery u oraz detekcji sygnału przez cewkę indukcyjną zbliżoną do magnesowanej powierzchni. w przypadku rurociągów wykonanych ze stali ferrytycznych można wykorzystać do pomiaru naprężeń własnych metody magnetyczne wykorzystując wpływ naprężeń na właściwości magnetyczne stali, np.: pomiar parametrów pętli histerezy magnetycznej, pomiar harmonicznych, czy też pomiar natężenia efektu barkhausena (eb). ta ostatnia metoda wydaje się być szczególnie przydatną dla potrzeb badań nieniszczących w przypadku badania rurociągów, gdyż spełnia wymienione wyżej warunki. podkreślić też należy, 21przegląd spawalnictwa 5/2014 że za pomocą tej metody można mierzyć odkształcenia w dowolnym kierunku na zakrzywionej powierzchni rurociągu. korzystając z próbki materiału poddanej skalowaniu uzależniającemu liczbę impulsów nc od naprężęń w kierunkach głównych (rys. 6) zwiększa się dokładność wyników badań. badania porównawcze naprężeń rurociągu przemysłowego w wybranych fragmentach rurociągu przesyłowego przeprowadzono badania naprężeń własnych. rurociąg ten cechuje się konstrukcją spawaną z półokręgów. rura podparta była na podporach odległych o kilkanaście metrów. po odsłonięciu rurociągu stwierdzono występowanie plastycznych odkształceń ściany rurociągu w miejscach jego kontaktu z podporą. celem badań było określenie przydatności metody magnetycznej do określenia stanu naprężeń w tego typu konstrukcji. mierzono poziom natężenia eb w wybranych punktach dla dwóch fragmentów rurociągu a następnie wyznaczono znak i poziomu naprężeń w tych fragmentach. wyniki badań za pomocą eb zostały zweryfikowane przez pomiar naprężeń za pomocą metody wiercenia otworów [7]. do badań użyto miernika natężenia efektu barkhausena typ meb-2c. miernik ten magnesuje lokalnie za pomocą elektromagnesu typu c materiał z częstością około 10 hz. sygnał napięciowy efektu barkhausena indukowany jest w cewce detekcyjnej zbliżonej do magnesowanej powierzchni. w wyniku przetworzenia sygnału otrzymujemy trzy parametry: 1 – napięcie skuteczne natężenia eb (parametr v1) , 2 – liczbę impulsów eb (parametr counter) w zadanym czasie dla ustalonego poziomu progu dyskryminacji (up), oraz napięcie szczytowe sygnału indukowanego w cewce kontrolnej na rdzeniu sondy (parametr v2). wyniki pomiarów i ich analiza pomiary wykonano w 7 seriach. na rysunku 7 pokazano schematycznie położenia linii (przerywane), w których prowadzono pomiary. linią grubą oznaczono spoiny. serie obwodowe (l1 do l5) dotyczą ośmiu punktów umieszczonych na obwodzie rury w odstępie kątowym ∆α = 45o. wpływ na natężenie efektu barkhausena naprężenia działającego w kierunku równoległym do kierunku pola magnetycznego sondy eb jest zasadzie jednoznaczny dla typowych stali ferrytycznych: naprężenie rozciągające zwiększa a naprężenie ściskające – zmniejsza natężenie eb. wzrost lub obniżenie natężenia eb wyraża się dla miernika meb-2c przez wzrost i obniżenie parametrów v1 oraz counter. ilościowo zależność ta rys. 7. schemat położeń linii pomiarów (l3, l4, l5) fig 7. diagram of the positions of the measurement lines (l3, l4, l5) rys. 8. fragment badanego rurociągu fig 8. fragment of the tested pipeline jest specyficzna dla danego gatunku stali i musi być określona przez procedurę skalowania. skalowanie wykonano dla materiału stosowanego do napraw remontowych rurociągu. wyniki obliczeń naprężeń dotyczących wyników pomiarów natężenia eb na obwodzie (linie l4, l5) w układzie biegunowym przedstawiono na rysunkach 9 i 10. kąt α = 0 odpowiada położeniu sondy na szczycie rury. wykresy z otwartych kółek (o) dotyczą pomiarów w kierunku osiowym (‘os’), a wykresy z pełnych kółek (•) w kierunku obwodowym (‘ob’). poziom naprężeń σ = 0 przedstawia okrąg wykreślony grubą linią. wartości dodatnie naprężeń są usytuowane na zewnątrz tego okręgu a wartości ujemne – w jego wnętrzu. ocena poziomu naprężeń w badanych obszarach wynikająca z analizy wyników pozwala na stwierdzenie następujących właściwości: naprężenia osiowe są dodatnie (rys. 9, 10), przy czym zauważyć można wzrost naprężeń rozciągających w części górnej i dolnej tego fragmentu rury w miarę przemieszczania się od linii l3 do l5. naprężenia obwodowe rury zmieniają się w sposób niejednostajny. dla linii l4 i l5 zauważyć można podobny typ zależności jak dla linii l3 (tu nie pokazanej) – dolna część rury jest rozciągana i maksimum tych naprężeń występuje ok. kąta α = 180° (rys. 9, 10). opisany stan naprężeń wskazuje na ich znaczącą lokalną zmianę wzdłuż badanych odcinków rurociągu. stan ten wynika zapewne z zastosowanej technologii budowy rurociągu (spawanie z fragmentów) i ze sposobu jego eksploatacji (stosowanie podpór i obciążenia gruntem), a także z aktualnego w trakcie badań rozkładu sił działających na rurociąg. rurociąg został pozbawiony części podpór i był odkształcony (powyginany). szczegółowa analiza stanu naprężeń badanego rurociągu wykracza poza zakres niniejszego opracowania i nie była celem podjętych badań. 22 przegląd spawalnictwa 5/2014 ważnym argumentem przy ocenie jakości przedstawionych tu wyników wyznaczania naprężeń za pomocą eb jest efekt porównania tych wyników z wynikami badań wykonanych inną metodą. pomiar składowych naprężeń własnych wykonano tensometryczną metodą mathara, wykorzystując aparaturę instytutu energetyki. pomiar przeprowadzono w punkcie leżącym na linii l4 i zaznaczonym na rysunku 7 znakiem (x). na rysunku 9 położenie tego punktu odpowiada kątowi α = 80o ±10o. uzyskane metodą mathara wartości składowych naprężeń pokazano w tablicy i. podano też tam wartości naprężeń wyznaczone z metody magnetycznej przez interpolację wyników badań uzyskanych z sąsiednich punktów. metoda tensometryczna magnetyczna eb σ osiowe, mpa +78 ± 3 +40 ± 15 σ obwodowe, mpa -5 ± 3 -10 ± 15 tablica i. składowe naprężeń wyznaczonych dwiema metodami table i. stress components determined by two methods rys. 9. rozkłady kątowe naprężeń dla serii l4 fig 9. angular distributions of stresses for a series of l4 rys. 10. rozkłady kątowe naprężeń dla serii l5 fig 10. angular distributions of stresses for a series of l5 z porównania poziomów tych naprężeń można wyciągnąć wniosek o bardzo dobrej zgodności jakościowej (co do znaku naprężeń), a także o stosunkowo dobrej zgodności ilościowej wyników uzyskiwanych obiema metodami. również wyniki badań prowadzone obiema metodami (tensometryczną i magnetyczną) elementów grubościennego rurociągu pary zgodnie z rysunku 4 wykazują dużą zbieżność. wartości uzyskane metodą eb obarczone są większym błędem pomiaru przy pełnej zgodności kierunków naprężeń głównych. podsumowanie przedstawione wyniki badań pozwalają na sformułowanie następujących wniosków: 1. natężenie efektu barkhausena badanego fragmentu rurociągu nie jest duże w porównaniu z typowymi stalami niskowęglowymi, ale różni się istotnie i w sposób systematyczny w badanych obszarach, co można wiązać głównie ze zmianami w poziomie naprężeń, o ile przyjąć jednorodność struktury badanych fragmentów rurociągu. wydaje się jednak, iż brak wyraźnych różnic w sygnale efektu barkhausena dla różnych spawanych fragmentów świadczy o tym, iż rurociąg wykonywano z blach, które nie różniły się istotnie mikrostrukturą. 2. pomimo tego, iż skalowanie wykonano dla materiału ze stanem powierzchni innym od stanu powierzchni rurociągu, to wydaje się, iż zastosowana procedura transformacji wyników pozwoliła na poprawne wyznaczenie naprężeń. wynik ten został potwierdzony przez porównanie z wynikiem pomiaru metodą tensometryczną. 3. pomiary efektu barkhausena za pomocą parametru v1 i nc umożliwiają wyznaczenie zmian poziomu naprężeń w badanym materiale z dokładnością rzędu kilku % przy czym błąd bezwzględny wartości wskazanych naprężeń jest większy i wynika głównie z ewentualnych różnic między wzorcem a badanym materiałem. 4. przedstawione wyniki pozwalają stwierdzić, iż zastosowanie efektu barkhausena dla oceny naprężeń w cienkościennych konstrukcjach takich jak rurociągi przesyłowe, jak i grubościennych rurociągach instalacji ciśnieniowych jest w pełni wykonalne. 5. celowe jest przeprowadzenie większej serii badań na różnych materiałach z wykorzystaniem obu metod (tensometria oporowa i metoda magnetyczna) dla opracowania metody pomiaru o pełnej powtarzalności uzyskiwanych wyników badania stanu naprężeń ocenianych rurociągów pracujących w różnych warunkach obciążeń. literatura [1] warunki urzędu dozoru technicznego wudt/uc. [2] mężyk d. eksploatacja i diagnostyka rurociągów energetycznych – wybrane zagadnienia. materiały konferencyjne gre 2004. [3] standard test method for determining residual stress by the hole-drilling straingage method. astm e837. [4] pn-en 13480 rurociągi przemysłowe metalowe [5] augustyniak, b., chmielewski, m., chicois, j.; magnetomechanical damping and mechanical barkhausen effect as measured for normal load mode; editions de physique journal de physique iv 1996, [6] augustyniak, b.; emisja magnetomechaniczna; emisja akustyczna; ippt warszawa1994, [7] augustyniak b., chmielewski m., piotrowski l., skibiński t., mężyk d. wyniki badania naprężeń własnych w rurociągu „przyjaźń”. materiały konferencyjne 31 kkbn-2002. ps 5 2017 www 1 35przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 spawanie laserowe rur ożebrowanych  ze stali martenzytycznej p91 laser welding of p91 martensitic steel finned tubes mgr inż. katarzyna łyczkowska; dr hab. inż. janusz adamiec, prof. pśl – politechnika śląska autor korespondencyjny/corresponding author: katarzyna.lyczkowska@polsl.pl streszczenie wzrost zapotrzebowania na energię elektryczną w europie wymaga ciągłego poszukiwania nowych źródeł energii, rozwiązań konstrukcyjnych oraz technologicznych. utrzymanie dotychczasowego poziomu produkcji energii elektrycznej wymaga modernizacji eksploatowanych jednostek oraz budowy nowych bloków na parametry nadkrytyczne i ultranadkrytyczne. podwyższenie sprawności termicznej przy jednoczesnej redukcji kosztów energii możliwe jest dzięki zastosowaniu rur ożebrowanych na wymienniki ciepła. w pracy przedstawiono technologie wytwarzania rur ożebrowanych, ze szczególnym uwzględnieniem innowacyjnej technologii spawania laserowego opracowanej w energoinstal sa. wykorzystanie laserów dyskowych dużej mocy pozwala na spawanie rur ożebrowanych ze stali martenzytycznej p91. rury takie są elementem wymienników ciepła o dużym potencjale stosowania, ze względu na właściwości, żarowytrzymałość i żaroodporność. w pracy przedstawiono wyniki prób technologicznych spawania laserowego rur ożebrowanych ze stali p91 przeprowadzone w energoinstal sa. stwierdzono, że opracowany sposób spawania laserowego spełnia wymagania jakości i może być rozważany do kwalifikowania technologii spawania stali p91 bez obróbki cieplnej. słowa kluczowe: rury ożebrowane; spawanie laserowe; stal p91 abstract the increase in demand for electric power in europe necessitates constant research into new sources of energy and constructional and technological solutions. maintaining the current level of electric power generation requires the modernization of units which are currently in service and the construction of new supercritical and ultra-supercritical power units. increasing thermal efficiency while reducing the cost is possible due to the use of finned tubes in heat exchangers. this work describes finned tube production technologies with a particular emphasis on the innovative laser welding technology developed at energoinstal s.a. the use of high-power disk lasers enables welding of finned tubes made of the p91 martensitic steel. laser-welded finned tubes of p91 are heat exchanger components with a high potential for application due to their creep and heat resistance. the paper presents the results of technological tests of laser welding of p91 finned tubes, performed at energoinstal sa. it has been found that the laser welding technology developed meets the relevant quality requirements and may be considered in terms of qualification of the p91 welding procedure without heat treatment. keywords: finned tubes; laser welding; p91 steel wprowadzenie głównym kierunkiem rozwoju kotłów parowych jest ciągła poprawa i optymalizacja ich konstrukcji. wysokie sprawności, ponad 50% osiągają kotły gazowe oraz kombinowane układy parowo-gazowe (ang. hrsg – heat.recovery.steam. generator), które wykorzystują m.in. spawane rury ożebrowane [1]. istnieje konieczność budowy bloków parowo-gazowych jako źródeł o dużej dyspozycyjności i elastyczności przy zachowaniu niskiej ich awaryjności oraz bloków na parametry nadkrytyczne jako elementów energetyki zawodowej [1]. rury ożebrowane są stosowane głównie w kotłach gazowych i gazowo-parowych, gdzie charakterystyczny jest duży katarzyna łyczkowska , janusz adamiec przeglad welding technology review strumień gorących spalin. spaliny te dostarczają ciepło do wszystkich wymienników tj. do podgrzewaczy wody, parowników i przegrzewaczy pary [3,4]. aby odebrać taką ilość energii, wymienniki ciepła muszą charakteryzować się wysoką sprawnością cieplną. sprawność wymiany ciepła zależy od współczynnika przewodzenia pomiędzy ścianką rury a spalinami, a tym samym od pola powierzchni wymiany tj. powierzchni rury [5]. sposobem na zwiększenie sprawności jest zastosowanie spawanych rur ożebrowanych w wymiennikach ciepła. to rozwiązanie istotnie zwiększa powierzchnię wymiany ciepła, umożliwiając pełną optymalizację powierzchni ogrzewalnych kotła [6]. 36 przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 spawane rury ożebrowane istotnie (trzykrotnie) zwiększają sprawność wymienników ciepła, co jest głównie spowodowane rozwinięciem powierzchni wymiany. konieczne jest jednak uzyskanie połączenia metalicznego pomiędzy rurą a żebrem. z punktu widzenia sprawności cieplnej rur ożebrowanych nie ma znaczenia zastosowana technologia spawania a jedynie ciągłość połączenia. jednak ze względu na proces technologiczny wytwarzania rur, jego koszty 5 oraz prawdopodobieństwo wystąpienia niezgodności spawalniczych, a także warunki pracy rur ożebrowanych (ciśnienie medium, temperatura gazów, korozja wysokotemperaturowa, naprężenia cieplne i mechaniczne) bardzo ważnym czynnikiem decydującym o jakości jest technologia spawania. technologia spawania powinna zapewnić uzyskanie połączenia rura – żebro z pełnym przetopieniem na całej długości złącza. rury ożebrowane są wytwarzane różnymi metodami w zależności od ich konstrukcji (rys. 1). konstrukcje rur ożebrowanych można podzielić na: rury dzielone, w których nie ma połączenia ciągłego (metalicznego) żebra z rurą oraz na rury charakteryzujące się ciągłym połączeniem metalicznym pomiędzy żebrem a rurą. do technologii wytwarzania rur z połączeniem dzielonym zalicza się głównie mechaniczne zaciskanie taśmy, natomiast do technologii tablica i. skład chemiczny i właściwości materiałów użytych do prób technologicznych spawania rur ożebrowanych table i. chemical composition and properties of materials used for the technological tests of welding of finned tubes rys. 1. podział technologii wytwarzania rur ożebrowanych [7] fig. 1. classification of finned tube production technologies [7] pozwalających uzyskać ciągłe metaliczne połączenie zalicza się technologie przeróbki plastycznej i technologie spajania. analiza parametrów pracy wymienników ciepła zbudowanych ze spawanych rur ożebrowanych wskazuje, że rura najczęściej jest wykonana z podstawowych stali dla energetyki o strukturze ferrytyczno-perlitycznej typu p235, p265 lub p355 oraz stali z dodatkiem molibdenu 15mo3 i z dodatkiem chromu 13crmo4-5 i 10crmo9-10. jako taśmę stosuje się niskowęglowe stale typu dc01, dc02, dc03 lub dc04 oraz x2crti12. dobór gatunku rury i żebra jest uzależniony od warunków pracy wymiennika ciepła. w artykule przedstawiono technologię spawania laserowego rur ożebrowanych ze stali p91, które są przewidziane do pracy w kotłach na parametry nadkrytyczne. materiał do badań  do prób technologicznych wykorzystano rury ze stali p91 o średnicy 38x2,9 mm oraz płaskownik w formie taśmy o wymiarach 15x1,0 mm ze stali 1.4512 wg 10088-2. skład chemiczny oraz właściwości mechaniczne materiału do badań zestawiono w tablicy i. materiał wytop skład chemiczny [% wag.] c mn p s si cr ni al mo nb+ta ti co fe rura 38 x 2,9 709855 0,11 0,47 0,014 0,001 0,32 8,30 0,24 0,018 0,91 0,071 – – reszta taśma 15 x 1,0 0521564 0,010 0,25 0,022 0,001 0,45 11,66 0,23 – 0,020 0,010 0,22 – reszta materiał  właściwości  mechaniczne w temp. 20oc re02 [mpa] rm [mpa] a5 [%] rura 38 x 2,9 – p91 534 678 23 taśma 15 x 1,0 – 1.4512 250 422 33 37przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 próby technologiczne  spawania laserowego rur ożebrowanych  automatyczne stanowisko do spawania rur ożebrowanych opracowane w energoinstal sa składa się z lasera dyskowego trudisk 8002 firmy trumpf z układem podziału wiązki laserowej na dwa stanowiska spawalnicze, wyposażone w systemy obrotu i posuwu rur podczas spawania oraz automatyczny system malowania. schematycznie układ spawania pokazano na rysunku 2. laser trudisk 8002 został wyposażony w dwa światłowody od długości 30 m, co w połączeniu z dwoma głowicami spawalniczymi umożliwia spawanie przemienne na każdej z linii stanowiska. taki układ powoduje maksymalizację wykorzystania pracy lasera. podczas spawania na linii nr 1, na drugiej linii trwa przygotowanie następnej rury. układ transportu rur umożliwia ich przemieszczanie z prędkością liniową do 5 m/min oraz przy prędkości obrotowej rury 350 obr/min zakres długości spawanych rur to od 3 do 24 m, przy zachowaniu wybiegów od 50 do 250 mm. istotnym czynnikiem decydującym o możliwości spawania rur ożebrowanych z prędkością obrotową powyżej 100 obr/min jest układ pozycjonowania głowicy spawającej. zaprojektowany został układ trójosiowy z płynną regulacją w każdej osi, dzięki czemu uzyskano możliwość dokładnej regulacji położenia głowicy laserowej, automatycznego sczepiania taśmy przed rozpoczęciem procesu spawania oraz automatycznego odcinania taśmy wiązką laserową po zakończeniu procesu spawania. w celu podgrzewania rur przed spawaniem zaprojektowano system indukcyjnego podgrzewania rur, który w stosunku do podgrzewania gazowego pozwala na pełną regulację i kontrolę rys. 2. laserowe stanowisko do spawania rur ożebrowanych opracowane w energoinstal sa: a) schemat ogólny układu spawania, b) spawanie laserowe rur fig. 2. a laser workstation for welding of finned tubes, designed at energoinstal sa: a) general diagram of the welding system, b) laser welding of tubes rys.  3.  a)  makrostruktura złącza wykonanego wiązką laserową o mocy 2,3 kw przy prędkości 80 obr/min; b) makrostruktura połączenia fig.  3. a) macrostructure of a welded joint made using a laser beam having a power of 2.3 kw at a rate of 80 rpm; b) welded joint macrostructure temperatury podgrzewania wstępnego. system ten jest zintegrowany z całą linią i umożliwia nagrzewanie rury o średnicy ø44,5 i grubości ścianki 5 mm do temperatury 300 °c przy prędkości liniowej posuwu 5m/min. w energoinstal sa przeprowadzono próby spawania laserowego rur ze stali p91 z żebrem ciągłym nawijanym ze stali 1.4512 bez materiału dodatkowego. prędkość obrotowa rury była w zakresie 40÷100 obr/min, spawanie prowadzono w osłonie argonu przy przepływie 5 l/min a odległość ogniskowej wiązki laserowej wynosiła 180 mm od powierzchni rury. stosowano wiązkę o mocy w zakresie 1,4÷2,8 kw. liczba żeber na 1 mb wynosiła 155 szt. (podziałka 6,45 mm) oraz 270 szt. (podziałka 3,70 mm). wyniki badań złączy spawanych laserowo  rur ożebrowanych ze stali p91 badania wizualne wykonane zgodnie z wymaganiami normy en iso 17637 wykazały, że spoina jest ciągła na całej długości rury, charakteryzuje się równomiernym licem, bez odprysków oraz pełnym przetopieniem (rys. 3a). uzupełnieniem badań wizualnych była ocena makrostruktury (rys. 3b). wyniki tych badań potwierdziły, że złącze jest wykonane prawidłowo, z pełnym przetopieniem, prawidłowym przejściem lica spoiny w materiał rodzimy (rys. 3b). nie ujawniono niezgodności spawalniczych w postaci pęknięć, braków ciągłości spoiny itp. na tej podstawie złącze zakwalifikowano do poziomu jakości b wg pn-en iso 13919, co wskazuje, że spawane laserowo rury ożebrowane ze stali p91 mogą być używane w wymiennikach ciepła dla przemysłu energetycznego. a) b) a) b) 38 przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 rys. 4. a) mikrostruktura złącza wykonanego wiązką laserową o mocy 2,3 kw przy prędkości 80 obr/min, lm; b) mikrostruktura na linii wtopienia od strony materiału rury p91, sem fig. 4. a) microstructure of a welded joint made using a laser beam having a power of 2.3 kw at a rate of 80 rpm, lm; b) microstructure at the fusion line on the p91 tube side, sem rys. 5. wyniki liniowej mikroanalizy składu chemicznego eds złącza spawanego laserowo rury ożebrowanej ze stali p91 fig. 5. results of the eds linear microanalysis of the chemical composition of a laser-welded joint on a p91 finned tube badania mikrostruktury przeprowadzono na mikroskopie świetlnym olympus gx71 (lm) oraz na elektronowym mikroskopie skaningowym jeol jcm-6000 neoscope ii (sem) na zgładach trawionych w odczynniku adlera. wyniki badań mikrostrukturalnych pokazano na rysunku 4. mikrostruktura rury ze stali p91 jest typowa dla materiału po odpuszczaniu. w swc stwierdzono gruboziarnistą strukturę martenzytycznej w układzie ziaren austenitu pierwotnego (rys. 4a). natomiast w ferrytycznej strukturze spoiny widoczne są pasma niejednorodności składu chemicznego związane z mieszaniem się materiału spoiny podczas spawania (rys. 3b, 4b). liniowa mikroanaliza składu chemicznego, wykonana metodą eds wykazała, jednak nieznaczne zróżnicowanie składu chemicznego na linii przechodzącej od żebra przez spoinę do materiału rodzimego rury (rys. 5). udział powierzchniowy pierwiastków jest jednak na poziomie składu chemicznego materiału rodzimego, co świadczy o prawidłowym procesie spawania zapewniającym odpowiednie właściwości żarowytrzymałości i żaroodporności złącza. uzupełnieniem badań metalograficznych była technologiczna próba statycznego rozciągania rury gładkiej ze stali p91, rury po spawaniu laserowym z usuniętym żebrem oraz rury po spawaniu laserem z taśmą (rys. 6a, 6b), próba udarności w temperaturze 20 °c (rys. 6c, 6d) oraz pomiary twardości. wyniki badań pokazano w tablicy ii. analiza uzyskanych wyników technologicznej próby rozciągania wskazuje, że wytrzymałość rury gładkiej i rury po spawaniu laserowym z usuniętym żebrem jest na podobnym poziomie i wynosi odpowiednio 624 mpa i 656 mpa. w przypadku rozciągania rury z żebrem spawanym laserem wytrzymałość wzrasta do 764 mpa, co jest spowodowane umocnieniem rury w wyniku dospawania żebra (tabl. ii). stwierdzono, że udarność materiału badana na niestandardowych próbkach o powierzchni przekroju 28 mm2 – zarówno dla rury gładkiej, jak również dla rury ożebrowanej po spawaniu laserowym – jest na podobnym poziomie, tj. w zakresie od 175 j/cm2 do 185,7 j/cm2 (tabl. ii). pomiary twardości wykazały jedynie utwardzenie w swc od strony rury ze stali p91. maksymalna zmierzona twardość tej strefy była na poziomie 315 hv (tabl. ii). a) b) 39przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 wytrzymałość [mpa] maszyna cometech testing lcx 300kn rura gładka rura z usuniętym żebrem rura z żebrem 624 656 764 udarność [j/cm2]; przekrój próbki 28 mm2;  młot rkp450 udarność rura bez żebra 178,5 185,7 175,0 udarność rura po spawaniu   z usuniętym żebrem 185,7 182,1 185,7 twardość [hv5], innovatest nexus 4300 mr rura swc spoina swc mr żebro 217, 216, 216 216, 315, 306 205, 215, 223 161, 159, 177 171, 164, 158 tablica ii. wyniki oceny właściwości mechanicznych połączenia rura – żebro table ii. results of the assessment of the mechanical properties of the tube – fin joints rys. 6. próbki po badaniach właściwości mechanicznych połączenia: a, b) próbki po technologicznej próbie rozciągania rur; c, d) próbki po badaniach udarności fig. 6. specimens after the tests of the mechanical properties of the welded joints: a, b) specimens after the technological tensile strength tests; c, d) specimens after the impact tests b)a) c) d) 40 przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 podsumowanie  zastosowanie spawanych rur ożebrowanych w urządzeniach energetycznych prowadzi do oszczędności energii i obniżki kosztów w procesie eksploatacji kotłów przemysłowych, odzyskiwania ciepła kondensacji i jego celowego wykorzystania oraz minimalizacji strat energii poprzez obniżenie temperatury gazów spalinowych. istnieje kilka technologii wytwarzania rur ożebrowanych dla przemysłu energetycznego (rys. 1). w energoinstal sa opracowano innowacyjną technologię spawania laserowego rur ożebrowanych (rys. 2). wymagania stawiane nowoczesnym konstrukcjom kotłów powodują konieczność stosowania wyższych parametrów pracy tj. ciśnienia i temperatury (kotły na parametry nadkrytyczne i ultranadkrytyczne). jest to związane z koniecznością stosowania materiałów o zaawansowanych właściwościach, szczególnie żarowytrzymałości i żaroodporności. warunki te spełnia stal p91. jest to stal obecnie stosowana w kotłach o parametrach nadkrytycznych na rurociągi i komory wymienników. dobra żarowytrzymałość i żaroodporność stali p91 wskazuje, że jest to materiał o dużym potencjale wykorzystania w konstrukcjach wymienników ciepła zbudowanych z rur ożebrowanych. przeprowadzone w centrum innowacyjnych technologii laserowych energoinstal sa próby technologiczne spawania laserowego rur ożebrowanych o średnicy 38x2,9 mm z żebrem ciągłym 15x1,0 mm ze stali p91 wykazały możliwość prawidłowego wykonania ciągłego złącza z pełnym przetopieniem. otrzymane złącze spełnia wymagania klasy jakości b wg pnen iso 13919 (rys. 3, rys. 4). w pracy przedstawiono tylko część wyników ze względu na objętość referatu. analiza wszystkich wyników wskazuję, że rury ożebrowane ze stali p91 należy spawać na zautomatyzowanych stanowiskach laserowych z prędkością obrotową od 80 do 100 obr/min, wiązką laserową o mocy od 2,3 do 2,8 kw. analiza struktury złącza rura-płaskownik ujawniła w spoinie wymieszanie materiału stali p91 z materiałem żebra, jednak to wymieszanie jest na akceptowalnym poziomie (rys. 5). analiza struktury i właściwości mechanicznych rury ożebrowanej spawanej laserem w energoinstal sa nie ujawniła niezgodności spawalniczych a wytrzymałość oraz udarność, badane w próbach porównawczych do rury gładkiej, są na podobnym poziomie (rys. 6). rozkład twardości w złączu wykazał utwardzenie w swc od strony rury p91, jednak twardość w tej strefie nie przekroczyła 315 hv (tabl. ii). przeprowadzone badania wskazują, że opracowana w energoinstal sa może być podstawą do kwalifikowana zgodnie z pn-en iso 15614-11. ważnym elementem dalszych badań jest określenie wpływ obróbki cieplnej po spawaniu na strukturę i właściwości złącza. uzyskane wyniki badań porównawczych dla rury gładkiej i rury ożebrowanej spawanej laserem są podstawą do analizy konieczności stosowania pospawalniczej obróbki cieplnej. literatura [1] j. topolski, j. badur: comparison of the combined cycle efficiencies with different heat recovery steam generators, the paper submitted to “transactions of institute of fluid-flow machinery” , pp. 1–12, 2000. [2] f. j. mengede, k.d. tigges, m. farley, m. j. duarte: power market, technologies and acceptance: status and perspectives, vgb powertech 1/2/2012. [3] k. mizielińska, j.olszak: parowe źródła ciepła, wnt 2009. [4] w. sobbe, j. janzen, m. schiemann, h. braun: effiziente dampfkesselanlagen fuer industrielle heizund heizkraftwerke sowie hilfskesselanlagen fuer kraftwerke, , vgb powertech 7/2011. [5] p. adamiec, j. ochman, h. polubniok, w. voss: wpływ wadliwości rur ożebrowanych na ich sprawność termiczną, nowe technologie i materiały w metalurgii i inżynierii materiałowej, ii seminarium naukowe wydział inżynierii materiałowej i metalurgii, politechnika śląska, katowice 2004. [6] j. adamiec: porównanie charakterystyk kotłów dla ec gorzów, materiały niepublikowane energoinstal sa 2013. [7] j. adamiec, projekt pbs1/a5/13/2012: technologia spawania laserem rur ożebrowanych ze stali austenitycznych i stopów niklu przeznaczonych do pracy w kotłach o parametrach nadkrytycznych i ultranadkrytycznych, projekt finansowany przez ncbir w ramach programu badań stosowanych, 2012–2015. [8] m. więcek: wpływ technologii spawania na strukturę i właściwości rur ożebrowanych dla przemysłu energetycznego, rozprawa doktorska, politechnika śląska, wydział inżynierii materiałowej i metalurgii, katowice 2014. 8 welding technology review vol. 91 1/2019 the influence of the welding environment on the properties of tekken joints made from s355j2c+n steel dr inż. jacek tomków, inż. anna janeczek – gdańsk university of technology corresponding author: jacek.tomkow@pg.edu.pl introduction there are three basic methods of welding in the water environment [1÷4]: – wet welding – due to the low costs most often used, it does not require specialized equipment, during the process the area of the formed joint and the electric arc are in contact with the water environment; – dry welding – the most expensive method of underwater welding, which results from the need to build special chambers that isolate the welder, joint area and electric arc from the environment, the method occurs in two varieties – isobaric (pressure equal to air pressure) and hyperbaric (pressure resulting from welding depth); – welding with the local dry chamber – is an indirect method, isolated from the water is only the welding area with the electric arc, while the welder is in the water, the method allows to obtain better joints than in the case of dry welding, however, due to the arc not being visible to the welder does not find as wide application as the two above. the diagram of underwater welding methods is presented in figure 1. jacek tomków, anna janeczek the most common method of wet welding is welding with covered electrodes. in addition to economic reasons, its broad application also results from the fact that it provides the welder with a relatively large freedom of movement [5÷7]. unfortunately, this method carries a lot of problems that significantly worsen the quality of joints made in an aquatic environment. from the point of view of the implementation fig. 1. schematic diagram of underwater welding methods underwater welding methods dry welding wet welding welding with a local dry chamber keywords: underwater welding; covered electrodes; cold cracking; hardness measurements; weldability doi: http://dx.doi.org/10.26628/wtr.v91i1.997 abstract there are three main methods of underwater welding: dry, wet and intermediate between them, by using the local dry chamber. due to low costs, the most common method is the wet welding with the use of covered electrodes. water as a welding environment carries out a lot of problems. the first is limited visibility and instability of the welding arc. the biggest problem during underwater welding is high susceptibility to cold cracking, resulting from the increased diffusible hydrogen content in de posited metal and high stress values. in the work, tekken joints from s355j2c+n steel were made in air and in water environment. the joints were subjected to non-destructive visual (vt) and penetrant (pt) tests. then, macroscopic tests and hardness measurements were performed. the results confirm the literature reports that the water environment causes an increase in hardness in the heat affected zone (haz), which promotes the formation of cracks in welding joints. 9welding technology review vol. 91 1/2019 fig. 2. the schema of the underwater welding at shallow depths: 1 – welding power source, 2 – control panel wire feeder, 3 – table, 4 – plate, 5 – electrode, 6 – tank table i. chemical composition of s355j2c+n steel, % wt table ii. mechanical properties of s355j2c+n steel, acc. to pn-en 10025-2:2007 of the process, the biggest problem is the instability of the electric arc’s burning. this in turn directly affects the quality of welds, which can be characterized by porosity, shape errors or cracks [8÷10]. the last ones are the biggest problem encountered during welding in the aquatic environment. there are several reasons for the forming of cold cracks, and among the most important ones that are encountered in the aquatic environment are [11÷15]: – increased cooling rate of joint, translating into high stress value; – high content of diffusible hydrogen in deposited metal; – brittle microstructure in haz. the water environment significantly hampers the prevention of cold cracks. in the case of welding in the air, many effective methods are known, such as pre-heating or drying the electrodes. when running a process under water, a significant number of them is impossible or difficult to implement due to prevailing conditions. currently, a global research trend is observed, the aim of which is to develop effective methods that can be applied during underwater welding. promising results were obtained for induction heating of welded sheets, which, however, causes large problems with arc stability [16]. additional methods are ultrasonic support [17,18], reduction of the amount of gas bubbles emitted, which affects the amount of diffusible hydrogen [19] and welding with the use of tempering beads [8,20]. the aim of the research was to assess the impact of the welding environment on the properties of tekken test joints made of s355j2c+n steel with the use of covered electrodes. two tekken test joints were made in accordance with the guidelines of pn-en iso 17642-2:2005. one sample was welded in the air and the other in an water environment. the samples were subjected to non-destructive visual (vt) and penetration (pt) tests. then, macroscopic tests and hardness measurements using the vickers hv10 method were performed. own research the tests were carried out using construction steel sheets with a thickness of 16 mm, normalized with s355j2c+n (according to pn-en 10025-2:2007). the chemical composition of the steel has been analyzed using the emission spectrometry method with spark excitation, the results of which are presented in the table i. table ii shows selected mechanical properties of the tested steel. welding was done in tap water at a temperature of about 20 °c and a depth of 105 mm, the diagram of which is presented in figure 2. element content, % wt c si mn p cr mo ni s cu v cemis according to the control analysis 0.196 0.501 1.1 0.017 0.02 0.001 0.001 0.006 0.016 0.005 0.386 yield stress ys [mpa] ultimate tensile strength uts [mpa] minimal elongation a5 [%] 355 470 17 the omnia (e 38 0 r 11) rutile covered electrodes from lincoln electric with a diameter of 4.0 mm were used for welding. these electrodes were chosen due to the universality of use, not only depending on the environment, but also the welding position and good plastic properties of the weld metal and the ease of ignition of the welding arc. their chemical composition and mechanical properties are shown in table iii. during the research, two tekken samples were made, one on air and one in an water environment. both were dcwelded, as recommended by the electrode manufacturer. the tekken sample scheme is shown in figure 3. process parameters are presented in table iv. during welding, a significant difference in the process was observed. in the case of welding in the air, no problems were encountered related to the stability of the electric arc’s burning. the transfer of the process to the water environment caused that the arc required higher voltages, and the process itself was unstable. table iii. chemical composition (wt.%) and mechanical properties of omnia rutile electrodes [21] chemical composition (% wt) mechanical properties c mn si ys [mpa] uts [mpa] a5 [%] 0.07 0.55 0.44 503 538 26 fig. 3. schematic illustration of the tekken test specimen acc. to pn-en iso 17642-2 10 welding technology review vol. 91 1/2019 fig. 6. results of macroscopic testing for specimen welded in the water; a) specimen w1.1, b) specimen w1.2 – crack run through the fusion line and haz fig. 4. results of non-destructive testing for specimen w1, welded in the water, a) vt – wrong shape, b) pt – indication through the all length of the weld fig. 5. results of non-destructive testing for specimen p2, welded in the air, a) vt – crack in the crater, b) pt – crack in the crater non-destructive testing the next step after making the samples were non-destructive tests. they were carried out in accordance with the recommendations of pn-en iso 17637:2017-02 (vt) and pn-en iso 3452-1:2013-08 (pt). figures 4 and 5 present the results of non-destructive testing for both samples. metallographic examinations metallographic examinations were carried out in accordance with the guidelines of pn-en iso 17639:2013-12. two microsections were evaluated in each sample for the occurrence of cracks in the heat affected zone and on the fusion line. samples prepared in this way were etched with 4% of nital. a significant difference was observed for samples made in different environments. the joint made in the air did not have any imperfections. in the case of a joint made underwater, a cold crack was identified in the haz near the fusion line or through the fusion line that separated the joint into two fragments. the exemplary results of macroscopic examinations are presented in figures 6 and 7. hardness measurements the next step was to measure the hardness using the vickers hv10 method in accordance with the requirements of pn-en iso 9015-1:2011. a hardness measurement device manufactured by the sinowon company (model hv50m) was used to carry out the tests. schematic layout of hardness measurement points’ distribution is presented in figure 8. 380 hv10 in accordance with pn-en iso 15614-1:2008 was accepted as the hardness limit for steel s355j2c+n. it was observed that the transfer of the welding process to the water environment influences a significant increase in the hardness of both the heat affected zone and the weld metal itself. in the case of a joint made in the air, in no case was the exceeding of the accepted hardness limit noted. however, when measuring the hardness of a sample welded under the water, exceeding the 380 hv10 criterion was noted for every measurement. the results of hardness measurements are presented in table v. examples of distributions for individual points can be found in figure 9. a) b) a) b) a) b) table iv. welding conditions of tekken test joints no. of the sample i [a] u [v] vsp [mm/s] ql [kj/mm] sample made under the water w1 184 27 6,87 0,72 sample made in the air p2 162 23,6 3,47 1,10 fig. 7. results of macroscopic testing for specimen welded in the air; a) specimen p2.1, b) specimen p2.2 – no imperfections a) b) 11welding technology review vol. 91 1/2019 fig. 9. layout results of hardness tests: a) hardness distribution across w1.2 joint welded under the water, hv10max = 491, b) hardness distribution across p1.2 joint welded in the air, hv10max = 378 fig. 8. schematic layout of hardness measurement points distribution, bm – base material table v. results of vickers hv10 hardness tests no. of the sample bm haz weld’s metal haz mb sample welded under the water w1.1 172 183 176 429 393 483 337 328 306 491 483 475 178 181 183 w1.2 178 181 185 456 453 445 294 291 288 456 474 471 186 174 177 sample welded in the air p2.1 175 184 174 338 341 305 230 215 215 336 307 340 184 187 179 p2.2 181 177 175 352 378 363 227 222 210 334 315 357 182 184 178 weld haz point measurement bm a) weld’s metal h ar dn es s h v 10 hazbm bmhaz b) weld’s metal h ar dn es s h v 10 hazbm bmhaz summary and conclusions tekken tests carried out allowed to state that s355j2c+n steel is characterized by good weldability during welding in the air and bad in underwater conditions. it was found that the transfer of the process to water has a significant impact on the properties of joints made with coated electrodes. already during non-destructive testing, it was found that water, as a welding environment, negatively affects the quality of joints. this conclusion was confirmed during metallographic tests. the welds made of welded joints in the air were devoid of welding imperfections, while samples made in the water environment contained cracks that separated the joint into two fragments. the vickers hv10 hardness measurements showed negative influence of water on joint properties. it has been proven that the water environment has contributed to a significant increase in hardness in both the haz and the weld. for samples made under water, for each measurement point in the haz, it was found that the accepted hardness limit value (380 hv10) was exceeded, according to pn-en iso 156141:2008 value 380 hv10, while this value was not exceeded for any samples welded in the air. as a result of the research, the following conclusions were formulated: 1. the water welding environment significantly affected the deterioration of the quality of tekken joints made of s355j2c+n steel made with covered electrodes. the samples contained cracks separating the joint into two parts. no imperfections were found in the case of samples from the joint welded in the open air. 12 welding technology review vol. 91 1/2019 references [1] j. tomków, j. łabanowski, d. fydrych, g. rogalski, cold cracking of s460n steel in water environment, polish maritime research (2018), 3(99), 131-136. [2] g. rogalski, j. łabanowski, d. fydrych, j. tomków, bead-on-plate welding of s235jr steel by underwater local dry chambet proces, polish maritime research (2014), 21, 58-64. [3] y. hu, yh. shi, xq. shen, zm. wang, microstructore, pitting corrosion resistance and impact toughness of duplex stainless steel underwater dry hyperbaric flux-cored arc. materials (2008), vol. 10(12), 1443. [4] d. purnama, w. winarto, f. g. susilo, mechanical properties of underwater wet welded marine steel plates using different low hydrogen electrodes, aip conference proceedings 1977, 030015, (2018), 1-5. [5] w. b. gao, d. wang, f. cheng, x. di, w. xu, mictostructural and mechanical performance of underwater wet welded s355 steel, journal of materials processing technolony (2016), 238, 333-340. [6] n. guo, d. liu, w. guo, j. feng, effect of ni on microstructure and mechanical properties of underwater wet welding joint, materials&design (2015), 77, 25-31. [7] w. b. gao, d. p. wang, f. j. cheng, c. y. deng, w. xu, underwater wet welding for hsla steels: chemical composition, defects, microstructures, and mechanical properties, acta metallurgica sinica (english letters) (2015), 9, 1097-1108. [8] j. tomków, g. rogalski, d. fydrych, j. łabanowski, improvement of s355g1+n steel weldability in water environment by temper bead welding. journal of materials processing technology (2018), 262, 372-381. [9] h. li, d. liu, y. song, y. yan, n. guo, j. feng, microstructure and mechanical properties of underwater wet welded high-carbon-equivalent steel q460 using austenitic consumables, journal of materials processing technology (2017), 249, 149-157. [10] d. fydrych, j. tomków, g. rogalski, j. łabanowski, weldability of s460ml high strength low alloy steel in underwater conditions, applied mechanics and materials (2016), 838, 10-17. [11] a. świerczyńska, d. fydrych, g. rogalski, diffusible hydrogen management in underwater wet self-shielded flux cored arc welding, internarional journal of hydrogen energy (2017), vol. 42(38), 24532-24540. [12] j. wang, q. sun, s. zhang, c. wang, l. wu, j. feng, characterization of underwater welding arc bubble through a visual sensing method, journal of materials processing technology (2018), 251, 95-109. [13] d. fydrych, g. rogalski, j. tomków, j. łabanowski, skłonność do tworzenia pęknięć zimnych złączy ze stali s420g2+m spawanej pod wodą metodą mokrą, welding technology review (2013), vol. 85(10), 65-71. [14] k. pańcikiewicz, a. zielińska-lipiec, l. tuz, ł. rakoczy, ocena skłonności do pęknięć zimnych złączy spawanych stali w próbie implantacyjnej, welding technology review (2016), vol. 88(4), 63-65. [15] t. schaupp, m. rhode, h. yahyaoui, t. kannengiesser, influence of heat control on hydrogen distribution in high-strength multi-layer welds with narrov groove, welding in the world (2018), 1-10. [16] h. t. zhang, x. y. dai, j. c. feng, l. l. hu, preliminary investigation on real-time induction heating-assisted underwater wet welding, welding journal (2015), 1, 8-15. [17] q. sun, w. cheng, y. liu, j. wang, c. cai, j. feng, microstructure and mechanical properities of ultrasonic assisted underwater wet welding joints. materials & design (2016), 103, 63-70. [18] j. wang, q. sun, l. wu, l. liu, j. teng, j. feng, effect of ultrasonic vibration on microstructural evolution and mechanical properties of underwater wet welding joint, journal of materials processing technology (2017), 246, 185-197. [19] j. wang, q. sun, s. zhang, c. wang, l. wu, j. feng, characterization of the underwater welding arc bubble through a visual sensing method, journal of materials processing technology (2018), 251, 96-108. [20] j. tomków, d. fydrych, g. rogalski, j. łabanowski, temper bead welding od s460n steel in wet welding coiditions, advances in materials science (2018), vol. 18(3), 5-14. [21] katalog producenta elektrod omnia, firmy lincoln electic. © 2019 by the authors. submitted for possible open access publication under the terms and conditions of the creative commons attribution (cc by) license (http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/). 2. welding environment significantly affects the hardness of joints. in the case of transferring the process under the water, an increase in hardness in the haz from 378 to 491 hv10max and in the weld metal from 230 to 337 hv10max was noted. 3. on the basis of the performed tests, it can be concluded that s355j2c+n steel is characterized by good weldability during welding in the air and bad in underwater conditions. 4. in order to more accurately assess the impact of the welding environment on the properties of the joints, microscopic tests are recommended. 5. in order to improve the weldability of s355j2c n steel in the water environment, welding with the use of the tempering stitch technique can be proposed. 201110_pspaw.pdf 67przegląd spawalnictwa 10/2011 jerzy niagaj wpływ niobu na właściwości warstw wierzchnich napawanych samoosłonowymi drutami proszkowymi o stopiwie fe-cr-c effect of niobium on properties of hardfaced layers surface  welded by fe-cr-c open arc flux-cored wire electrodes dr inż. jerzy niagaj – instytut spawalnictwa, gliwice. streszczenie badano wpływ zawartości niobu w samoosłonowych drutach proszkowych ze stopiwem fe-cr-c na twardość, strukturę oraz odporność na zużycie ścierne typu metal-minerał napoin jednoi dwuwarstwowych. stwierdzono niejednoznaczny wpływ zmiany zawartości niobu w zakresie od 4 do 10% na te właściwości w zależności od liczby warstw napawanych. zauważono, że wyżarzanie odprężające w temperaturze 650oc powoduje zmniejszenie twardości, jak również zwiększenie zużycia ściernego wszystkich badanych napoin. abstract the influence of niobium in fe-cr-c open arc fluxcored wires electrodes on hardness, microstructure and abrasion resistance of overlay welds consisted of one and two layers are investigated. it was found that variation of niobium content in range from 4 to 10% has ambiguous effect on these properties depending on number of layers. it was found also that heat treatment at 650oc cause fall dawn hardness and abrasion resistance of all investigated overlay welds. wstęp druty proszkowe o stopiwie typu fe-cr-c są spoiwami powszechnie stosowanymi do napawania prewencyjnego lub regeneracyjnego powierzchni roboczych maszyn i urządzeń pracujących w warunkach zużycia typu metal-minerał, jak również do wytwarzania płyt bimetalowych (pancernych), które znajdują szerokie zastosowanie w przemyśle wydobywczym i cementowym, górnictwie, hutnictwie, budownictwie itd. stopiwo tych drutów zawiera zazwyczaj 3,5÷5,5 % c oraz 15÷35 % cr, a wysoka odporność na zużycie ścierne wynika z obecności twardych węglików chromu, głównie m7c3, w strukturze materiału warstw napawanych. niektóre stopiwa fe-cr-c zawierają ponadto dodatek niobu, który przede wszystkim zwiększa odporność warstw napawanych na ścieranie w podwyższonej temperaturze, ale też przyczynia się do poprawy tej właściwości również w temperaturze otoczenia. w artykule przedstawiono wyniki badań wpływu zawartości niobu w stopiwie samoosłonowych drutów proszkowych na strukturę, twardość oraz odporność na ścieranie napawanych warstw wierzchnich metalminerał. materiały i metody badań w celu określenia wpływu niobu na twardość, strukturę oraz odporność na ścieranie warstw napawanych fe-cr-c-nb wykonano doświadczalne warianty samoosłonowych drutów proszkowych o średnicy 2,0 mm. stopiwo drutów zawierało 4÷10% niobu przy zachowaniu podobnych zawartości węgla i chromu, odpowiednio ok. 4,5÷20%. do badań porównawczych, jako wzorcowy, zastosowano jeden z dostępnych na rynku samoosłonowych drutów proszkowych o średnicy 2,0 mm, który oznaczono literą c (tabl. i). 68 przegląd spawalnictwa 10/2011 jednoi dwuwarstwowe napoiny próbne wykonywano na powierzchni blachy ze stali s235 o wymiarach 350x70x24 mm. pierwszą warstwę o szerokości ok. 60 mm napawano na całej długości blachy, układając obok siebie 6÷7 ściegów. następnie na odcinku 1/2 długości blachy wykonywano drugą warstwę. po zakończeniu napawania z obydwu części próbnej blachy wycinano próbki o wymiarach ok. 65x60 mm do badań odporności na ścieranie, twardości oraz struktury. pomiary twardości warstw wierzchnich wykonywano na próbkach do badań odporności na zużycie ścierne z zastosowaniem twardościomierza cyfrowego brickers 220 metodą vickersa przy obciążeniu 294,3 n (30 kg), na szlifowanej powierzchni próbek. dla każdego wariantu drutu proszkowego wykonywano co najmniej pięć pomiarów twardości. badania odporności warstw wierzchnich typu metalminerał na zużycie ścierne prowadzono na stanowisku laboratoryjnym przedstawionym na rysunku 1, zgodnie z wymaganiami normy astm g65 procedure a [1]. próbki do badań z napoinami jednoi dwuwarstwowymi mocowano w uchwycie urządzenia badawczego i dociskano do przeciwpróbki (tarczy gumowej) siłą ok. 130 n. jako ścierniwa używano piasku kwarcowego o ziarnistości maks. 0,4 mm. droga tarcia wynosiła 4309 m. w każdym wariancie drutu oraz każdego rodzaju napoin (jednolub dwuwarstwowej) wykonywano co najmniej trzy próby. przed rozpoczęciem prób ścierania oraz po ich zakończeniu próbki ważono z dokładnością 0,002 g na wadze ad600 firmy axis. wyniki badań badanie twardości napoin badania twardości warstw napawanych wykonano po napawaniu i obróbce cieplnej, polegającej na wyżarzaniu odprężającym w temperaturze 650°c przez 1 h. włączenie do badań próbek poddanych obróbce cieplnej było uwarunkowane tym, że druty proszkowe zawierające w składzie stopiwa niob, są zalecane do pracy w podwyższonej temperaturze w zakresie 300÷550°c (w zależności od wytycznych poszczególnych producentów materiałów spawalniczych). temperaturę obróbki cieplnej w wysokości 650°c wybrano na podstawie danych zawartych w katalogach niektórych producentów drutów proszkowych, wskazujących na zmniejszenie twardości warstw napawanych o zawartości ok. 7% niobu, przy odpuszczeniu ich w temperaturze powyżej 500÷550 °c, jak również w celu porównania uzyskanych wyników z wynikami badań, gdzie zastosowano podobne parametry obróbki cieplnej [2]. analiza danych przedstawionych w tablicy ii wykazuje, że w stanie po napawaniu twardość napoin jednowarstwowych jest nieco mniejsza niż twardość napoin dwuwarstwowych oraz charakteryzuje się większym rozrzutem wartości poszczególnych pomiarów, co wiąże się z nierównomiernością wymieszania spoiwa z materiałem podłoża. jest to cecha charakterystyczna, właściwa dla wszystkich napoin jednowarstwowych. wyniki pomiarów wykazują również brak istotnych różnic pomiędzy twardością napoin dwuwarstwowych (wartości średnie mieszczą się w zakresie 60,3÷63,6 hrc) w zależności od zawartości niobu, która zmienia się w zakresie 4÷10% (tabl. ii). zauważono, że twardość napoin wykonanych drutami proszkowymi zawierającymi dodatek 0,2÷0,3% boru (druty o symbolach 923b÷925b oraz c) jest nieco większa, niż twardość napoin uzyskanych przy zastosowaniu drutów niezawierających tego pierwiastka (926÷928). obserwowany wzrost jest tak niewielki, że na podstawie uzyskanych wyników można stwierdzić tylko tendencję wzrostową, a nie rzeczywiste zwiększenie twardości. w tablicy ii przedstawiono również wyniki pomiarów twardości napoin czterowarstwowych, które wykonano w celu wyeliminowania wymieszania spoiwa z podłożem oraz uzyskania danych charakteryzujących twardość stopiwa. analiza uzyskanych wartości wskazuje, że twardość stopiwa (napoina czterowarstwowa) jest bardzo zbliżona do twardości napoin dwuwarstwowych, co sugeruje, że przy tego rodzaju drutach proszkowych stopień wymieszania spoiwa z podłożem jest minimalny już po ułożeniu drugiej warstwy. rys. 1. stanowisko laboratoryjne do badań odporności na zużycie ścierne wg astm g65 (a) oraz charakter zużycia powierzchni próbki po badaniach (b) fig. 1. the laboratory stadion for resistance to wear astm g65 testing (a) and nature of the wear surface of the sample after testing (b) tablica i. skład chemiczny stopiwa samoosłonowego drutu c table i. chemical composition of open arc flux-cored c wires symbol drutu źródło danych pierwiastki chemiczne w stopiwie, % wag. c cr nb b katalog 5,4 22 7 + c badania własne 4,04 20,85 7,16 0,22 a) b) 69przegląd spawalnictwa 10/2011 wyniki pomiarów twardości napoin po wyżarzaniu odprężającym w temperaturze 650°c przez 1 h (rys. 2 i 3) wykazują, że niezależnie od zawartości niobu lub obecności boru w składzie stopiwa drutów proszkowych, następuje spadek twardości, którego wartość wynosi ok. 5 hrc w przypadku drutów z dodatkiem boru (rys. 2) oraz 3 hrc przy braku boru w stopiwie (rys. 3). po obróbce cieplnej wartości średnie twardości napoin dwuwarstwowych wykonanych z zastosowaniem wszystkich doświadczalnych drutów proszkowych tablica ii. twardość napawanych warstw wierzchnich table ii. hardness of surface layers after surface welding symbol drutu zawartość podstawowych pierwiastków w stopiwie, % wag. twardość*, hrc c cr nb b i warstwa ii warstwa iv warstwa (stopiwo) c 4,04 20,85 7,16 0,22 57,0÷58,957,8 61,2÷63,8 62,5 60,5÷63,5 62,0 923b 4,63 23,03 3,94 0,33 61,0÷64,762,8 62,5÷64,5 63,6 63,1÷64,9 63,9 924b 4,57 21,06 6,42 0,35 58,0÷62,660,1 60,1÷63,5 62,3 59,0÷62,8 60,9 925b 4,50 15,89 10,48 0,38 56,5÷61,759,5 61,8÷66,4 64,1 62,9÷64,1 63,4 926 4,90 25,70 3,78 57,6÷62,759,7 59,7÷62,3 61,0 62,1÷65,0 63,6 927 4,95 20,88 6,61 59,5÷64,761,2 59,7÷64,0 61,6 62,1÷63,6 62,0 928 4,50 15,35 10,21 55,2÷56,555,7 59,0÷61,0 60,3 58,3÷60,4 59,4 * w liczniku przedstawiono zakres wartości poszczególnych pomiarów, a w mianowniku – wartość średnią. rys. 2. twardość napoin dwuwarstwowych z dodatkiem b po napawaniu i obróbce cieplnej w 650ºc przez 1 h fig. 2. hardness of double-layer padding weld with b addition after surface welding and heat treatment 650ºc, 1 h rys. 3. twardość napoin dwuwarstwowych bez dodatku boru po napawaniu i obróbce cieplnej w 650ºc przez 1 h. fig. 3. hardness of double-layer padding weld without b addition after surface welding and heat treatment 650 º c, 1 h wynoszą 58±1 hrc. dla porównania, w stanie po napawaniu twardość tych napoin mieści się w zakresie 60,3÷63,6 hrc (tabl. ii). badanie odporności na ścieranie napoin metal-minerał badaniom odporności na ścieranie wg astm g65 poddawano próbki o wymiarach ok. 65x60 mm, na których wykonano pomiary twardości. wyniki badań wykazują, że, odporność na zużycie ścierne jest mniejsza niż napoin dwuwarstwowych wszystkich napoin jednowarstwowych (tabl. iii). podobny charakter zmiany wartości pomiarowych zauważono również podczas pomiarów twardości (tabl. ii). w obydwu przypadkach tłumaczy się to większym stopniem wymieszania spoiwa z podłożem, co powoduje zmniejszenie zawartości węgla i pierwiastków stopowych w napoinach oraz większą niejednorodność składu chemicznego warstw napawanych. w wyniku badań odporności na ścieranie stwierdzono, że zwiększenie zawartości niobu z 4 do 10% powoduje wzrost ubytku masy w przypadku napoin dwuwarstwowych (rys. 4, 5). przy napawaniu jednowarstwowym, wzrost zawartości niobu początkowo powoduje zwiększenie odporności na zużycie ścierne (spadek ubytku masy), a przy dalszym zwiększeniu zawartości do 10%, a właściwość ta ulega niewielkiej poprawie (drut z borem) lub pogorszeniu (drut bez boru). analiza wpływu boru na zmianę zużycia ściernego badanych próbek wykazała, że dodatek ok. 0,35% boru powoduje nieduże zmniejszenie zużycia warstw metal-minerał tylko w przypadku napoin jednowarstwowych. zużycie ścierne napoin dwuwarstwowych kształtuje się natomiast na podobnym poziomie, niezależnie od obecności boru w składzie stopiwa samoosłonowych drutów proszkowych (tabl. iii). badania wpływu obróbki cieplnej na wielkość zużycia warstw metal-minerał wykazały, że wyżarzanie odprężające w temperaturze 650°c przez 1 h zawsze powoduje zmniejszenie odporności na zużycie zawartość zawartość tw ar do ść tw ar do ść 70 przegląd spawalnictwa 10/2011 tablica iii. odporność napoin metal-minerał na zużycie ścierne wg astm g65 procedure a, stan po napawaniu table iii. abrasive-resistance of metal-mineral type of padding welds acc. to astm g65 procedure a, after surface welding state symbol drutu zawartość podstawowych pierwiastków w stopiwie, % wag. ubytek masy*, g c cr nb b i warstwa ii warstwa c 4,04 20,85 7,16 0,22 0,360÷0,4700,420 0,310÷0,454 0,385 923b 4,63 23,03 3,94 0,33 0,290÷0,4500,347 0,140÷0,222 0,173 924b 4,57 21,06 6,42 0,35 0,280÷0,3800,343 0,200÷0,270 0,251 925b 4,50 15,89 10,48 0,38 0,220÷0,3400,290 0,210÷0,344 0,306 926 4,90 25,70 3,78 0,380÷0,6000,463 0,140÷0,270 0,184 927 4,95 20,88 6,61 0,270÷0,3800,343 0,194÷0,350 0,242 928 4,50 15,35 10,21 0,320÷0,4900,433 0,300÷0,350 0,332 * w liczniku przedstawiono zakres wartości poszczególnych pomiarów, a w mianowniku – wartość średnią. warstw wierzchnich (rys. 6, 7). stopień tego zmniejszenia jest bardzo podobny, niezależnie od zawartości niobu lub dodatku boru, ale zauważono, że najmniejszy wzrost ubytku masy po obróbce cieplnej wynosi ok. 0,1 g drutów zawierających 6÷7% nb, dla zarówno z dodatkiem boru (wzrost ubytku masy 0,066 g), jak i bez jego udziału (wzrost ubytku masy 0,103 g). maksymalny wzrost ubytku masy wynosił 0,230 g. w związku z nieco większym wzrostem ubytku masy próbek zawierających ok. 4% nb w porównaniu z próbkami o zawartości ok. 6,5% nb, odporność na ścieranie po obróbce cieplnej napoin dwuwarstwowych wykonanych tymi drutami (odpowiednio o symbolach 923b i 924b oraz 926 i 927) uległa wyrównaniu (rys. 6, 7). widoczne na rysunku 6 wyniki badań odporności na zużycie napoin wykonanych dostępnym na rynku drutem proszkowym o symbolu c wykazują, że ubytek masy próbki c po badaniach ścieralności jest znacznie większy niż ubytek masy próbki wykonanej z zastosowaniem drutu proszkowego 924b o podobnej zawartości pierwiastków stopowych (tabl. iii). różnica w składzie chemicznym stopiw tych drutów polega tylko na ok. 0,5% mniejszej zawartości węgla w stopiwie drutu c, co mogłoby tłumaczyć istotnie niższą odporność na ścieranie tych napoin. analiza wykresów przedstawionych na rysunkach 6 i 7 wykazuje jednak, że zastosowana podczas badań obróbka cieplna powoduje najwyższy wzrost ubytku masy próbek c (o ok. 0,4 g) w porównaniu ze wszystkimi napoinami wykonanymi za pomocą doświadczalnych drutów proszkowych. badania mikrostruktury napoin wyniki badań mikrostruktury napoin dwuwarstwowych wykonanych drutami proszkowymi o różnej zawartości niobu z niewielkim dodatku boru (ok. 0,35%), w pobliżu powierzchni roboczej w stanie po napawaniu oraz obróbce cieplnej (650ºc, 1 h) przedstawiono na rysunku 8. analiza mikrostruktury napoin dwuwarstwowych wykazuje, że zarówno w stanie po napawaniu, jak i wyżarzaniu odprężających w temperaturze 650ºc przez 1 h, przy zawartości ok. 4% niobu w stopiwie drutu 923b oraz ok. 6,5% w stopiwie drutu 924b, w materiale drugiej warstwy napoin w pobliżu lica (powierzchni roboczej) tworzą się węgliki m7c3, które są równomiernie rozmieszczone w materiale napawanym. widoczne na zdjęciach mikrostruktur różnice polegają tylko na tym, że zdecydowana większość węglików w przypadku drutu 923b ma kształt heksagonalny, natomiast w przypadku drutu 924b węgliki mają przeważnie kształt igieł (rys. 8). kształt heksagonalny powstaje najprawdopodobniej w wyniku przecięcia węglików zawartość zawartość rys. 4. ubytek masy stwierdzony podczas badań wg astm g65 napoin jednoi dwuwarstwowych z dodatkiem boru po napawaniu fig. 4. weight loss as the result of tests acc to astm g65 of single and double-layer padding welds with b addition, after surface welding state rys. 5. ubytek masy stwierdzony podczas wg astm g65 napoin jednoi dwuwarstwowych bez dodatku boru, stan po napawaniu fig. 5. weight loss as the result of tests acc to astm g65 of single and double-layer padding welds without b addition, after surface welding state 71przegląd spawalnictwa 10/2011 rys. 6. ubytek masy stwierdzony podczas badań wg astm g65 napoin dwuwarstwowych z dodatkiem boru, stan po napawaniu i po obróbce cieplnej fig. 6. weight loss as the result of tests acc to astm g65 of double-layer padding welds with b addition, after surface welding and heat treatment state rys. 7. ubytek masy stwierdzony podczas badań wg astm g65 napoin dwuwarstwowych bez dodatku boru, stan po napawaniu i po obróbce cieplnej fig. 7. weight loss as the result of tests acc to astm g65 of double-layer padding welds without b addition, after surface welding and heat treatment state nb, % (symbol drutu) po napawaniu 650ºc, 1 h 3,94 (923b) 6,42 (924b) 10,48 (925b) rys. 8. mikrostruktura napoin dwuwarstwowych w pobliżu lica (powierzchni roboczej), stan po napawaniu i obróbce cieplnej (traw. fecl3). fig. 8. microstructure of double-layer pudding wells close to face of the weld (working area), after surface welding and heat treatment state (etching: fecl3) w postaci igieł usytuowanych wzdłuż osi wzdłużnej napoiny. obydwie struktury są korzystne pod względem odporności na zużycie ścierne [2÷4]. przy zawartości ok. 10,5% niobu w stopiwie drutu 925b, w materiale napoin w pobliżu lica obserwuje się najprawdopodobniej węgliki nbc na tle mieszaniny eutektycznej (rys. 8). podobny kształt węglików nbc obserwowano również w białym żeliwie o składzie 3,42% c, 21,6% cr oraz 5,4% nb [5]. dokładne określenie składu fazowego jest jednak możliwe z zastosowaniem metod mikroskopii elektronowej. zanikanie wyraźnie widocznych węglików m7c3 tłumaczyłoby pogorszenie odporności na zużycie ścierne warstw typu metal-minerał wykonanych drutem 925b w porównaniu z napoinami wykonanymi drutami 923b i 924b o zawartości niobu odpowiednio 3,94 i 6,42%. analiza zdjęć mikrostruktury wykonanych z zastosowaniem mikroskopii optycznej nie ujawnia znaczących różnic pomiędzy mikrostrukturą napoin po napawaniu i obróbce cieplnej (rys. 8). prawdopodobnie przyczyną jest zmiękczenie osnowy, jednak w celu dokładnego określenia przyczyn zwiększenia zużycia ściernego napoin po obróbce cieplnej konieczne jest użycie bardziej precyzyjnych narzędzi badawczych. podsumowanie przeprowadzone badania wpływu zawartości niobu w składzie samoosłonowych drutów proszkowych ze stopiwem fe-cr-c wykazały, że zwiększenie zawartości tego pierwiastka w zakresie 4÷10 % nie wpływa istotnie na twardość napoin dwuwarstwowych, której wartości średnie 60,3÷63,6 hrc (tabl. ii). nieco mniejszą twardość oraz duży rozrzut wartości poszczególnych pomiarów stwierdzono w przypadku napoin jednowarstwowych (55,7÷62,8 hrc). było to do przewidzenia i tłumaczy się większym stopniem wymieszania spoiwa z podłożem, co powoduje zmniejszenie zawartości węgla i pierwiastków stopowych oraz większą niejednorodność składu chemicznego napoin jednowarstwowych. wyniki badań odporności na zużycie ścierne warstw typu metal-minerał przeprowadzone wg astm g65 wykazały niejednoznaczny wpływ zwiększenia zawartości niobu na tę właściwość. różnice w oddziaływaniu niobu stwierdzono w zależności od liczby warstw napawanych. w przypadku napoin dwuwarstwowych zawartość zawartość 72 przegląd spawalnictwa 10/2011 wnioski badania odporności na ścieranie warstw metalminerał napoin dwuwarstwowych fe-cr-c po napawaniu oraz obróbce cieplnej wykazały, że zwiększenie zawartości niobu z 4 do 10% powoduje wzrost ubytku masy, co świadczy o zmniejszeniu odporności na zużycie ścierne. z kolei przy napawaniu jednowarstwowym najwyższą odporność na zużycie ścierne stwierdzono przy zawartości w stopiwie ok. 6,5% nb. wyżarzanie odprężające w temperaturze 650°c w ciągu 1 h powoduje zmniejszenie twardości napoin oraz wzrost ubytku masy podczas badań odporności na ścieranie w porównaniu ze stanem po napawaniu. najmniejszy spadek ubytku masy po obróbce cieplnej stwierdzono w przypadku napoin wykonanych drutami proszkowymi o zawartości w stopiwie ok. 6,5% nb. stwierdzono brak zależności pomiędzy twardością warstw napawanych a odpornością na zużycie ścierne warstw typu metal-minerał. literatura [1] astm g65 standard test method for measuring abrasion using the dry sand/rubber wheel apparatus. [2] gallo c., hubert m.: a – résistance à l’usure par abrasion rechargements en fontes au chrome. b – présentation de cas concrets. soudage et techniques connexes, 1980, nr 11/12, s. 371-386. [3] kotecki d.j., ogborn j.s.: abrasion resistance of ironbased hardfacing alloys. welding journal, 1995, 74 (8), s. 269s-278s. [4] kirchgassner m., badisch e., franek f.: behaviour of ironbased hardfacing alloys under abrasion and impact. wear, 265 (2008), s. 772-779. [5] gregolin j.a.r., alcantara n.g.: solidification and phase equilibria in the fe-c-cr-nbc system. metalluggical transaction a, v. 22a (10), 1991, s. 2181-2186. [6] klimpel a., kik t.: erosion and abrasion wear resistance of gma wire surfaced nanostructural deposits. archives of materials science and engineering, 2008, 30 (4), s. 121-124. [7] lapointe f., dallaire s.: erosoin and abrasion resistance of boride and carbide-based weld overlays. thermal spray 2003, asm international materials park, ohio, usa, 2003, s. 421-426. zwiększenie zawartości niobu z 4 do 10% powodowało wzrost ubytku masy, co świadczy o zmniejszeniu odporności na zużycie ścierne (rys. 4, 5). z kolei przy napawaniu jednowarstwowym, wzrost zawartości niobu początkowo powodował zwiększenie odporności na zużycie ścierne (spadek ubytku masy), a przy dalszym zwiększaniu zawartości nb do 10%, właściwość ta ulegała niewielkiej poprawie (drut z borem) lub pogorszeniu (drut bez boru). w przypadku napoin jednowarstwowych najkorzystniejsza okazała się zawartość ok. 6,5% nb w stopiwie drutów proszkowych. badania odporności na zużycie ścierne tych napoin wykazały również, że dodatek boru w ilości ok. 0,35% nie wpływa istotnie na tę właściwość. stosunkowo niewielki, korzystny wpływ tego pierwiastka zauważono tylko w przypadku napoin jednowarstwowych (tabl. ii). badania nie wykazały zależności pomiędzy twardością warstw napawanych a odpornością na zużycie ścierne, co jest zbieżne z wynikami badań przedstawionych w pracach [6, 7]. badania twardości oraz odporności na zużycie typu metal-minerał napoin poddanych wyżarzaniu odprężającemu w temperaturze 650°c przez 1 h wykazały, że obydwie właściwości te ulegają nieznacznemu pogorszeniu (tabl. ii, rys. 6, 7). podobny efekt opisano również w pracy [2]. wykonane badania własne wykazały, że podczas prób określenia odporności na ścieranie, najmniejszym wzrostem ubytku masy napoin po obróbce cieplnej w porównaniu z napoinami w stanie po napawaniu charakteryzowały się stopiwa o zawartości ok. 6,5% nb. badania mikrostruktury napoin dwuwarstwowych wykazały, że zarówno po napawaniu, jak i obróbce cieplnej przy zawartości w stopiwie ok. 4% i 6,5% niobu w pobliżu lica napoin tworzą się równomiernie usytuowane węgliki m7c3. przy zawartości ok. 10,5% nb w napoinach obserwuje się najprawdopodobniej węgliki nbc na tle mieszaniny eutektycznej. zanikanie wyraźnie widocznych węglików m7c3 powodowało pogorszenie odporności na zużycie ścierne napoin wykonanych drutami o niższej zawartości niobu (3,94 i 6,42%). w następnym numerze w następnym numerze opublikowane zostaną artykuły prezentowane na 53. krajowej naukowo-technicznej konferencji spawalniczej „nowe kierunki w procesach spajania i cięcia metali” w poznaniu. ps 6 2016 www.pdf 27przegląd  spawalnictwa       vol. 88 6/2016 wybrane właściwości powłok aluminiowych   natryskiwanych metodą lpcs na pa6 selected properties of aluminium coatings sprayed with lpcs method on pa6 dr inż. aleksandra małachowska; mgr inż. tomasz kowal; dr inż. marcin winnicki; prof. dr hab. inż. andrzej ambroziak   – politechnika wrocławska. autor korespondencyjny/corresponding author: aleksandra.malachowska@pwr.wroc.pl streszczenie w artykule przedstawiono badania powłok aluminiowych naniesionych na poliamid 6 za pomocą niskociśnieniowej odmiany metody cold spray (lpsc). porównano wpływ przygotowania powierzchni na przyczepność, mikrotwardość oraz mikrostrukturę powłok. warstwy wytworzone na podłożach niepoddanych obróbce charakteryzowały się tendencją do samoistnej utraty przyczepności. przyczepność uległa znacznemu zwiększeniu dzięki zastosowaniu obróbki strumieniowo-ściernej w podwyższonej temperaturze oraz międzywarstw cynowych. osiągnięte wartości są porównywalne z możliwymi do uzyskania innymi metodami natryskiwania cieplnego. słowa kluczowe: hydroksyapatyt; natryskiwanie plazmowe; endoimplanty; spektroskopia ramana abstract the article presents a study on aluminum coatings deposited on polyamide 6 by a low-pressure cold spray method (lpsc). the effect of surface preparation on adhesion, microhardness and microstructure of coatings was compared. the layers sprayed on untreated substrates were characterized by a tendency to delamination. adhesion has been significantly increased through the use of sandblasting at an elevated temperature and tin interlayer. coatings performance is comparable to those obtained by other methods. keywords: hydroxyapatite; plasma spraying; endoimplants; raman spectrosocopy wstęp polimery znajdują obecnie coraz szersze zastosowanie w różnych gałęziach przemysłu. przykładowo, w branży motocyklowej udział tej grupy stanowi 10 ÷ 15% [1], w branży samochodowej od 15% do 25%, a prognozy przewidują wzrost do nawet 70%[2,3]. popularność tej grupy materiałów wynika z ich licznych zalet takich jak łatwość formowania, mała gęstość, wysoka odporność chemiczna czy też estetyczny wygląd. szersze zastosowanie tworzyw sztucznych jest jednakże ograniczone przez często niewystarczającą wytrzymałość mechaniczną czy też termiczną, płynięcie pod obciążeniem jak również brak przewodności elektrycznej[4]. największe zastosowanie w budowie maszyn znajdują termoplasty. wśród których, ze względu na budowę chemiczną oraz temperaturę pracy można wyróżnić kilka grup. jedną z nich stanowią poliamidy, tworzywa zbudowane z grup aminownych, charakteryzujące się wysoką udarnością i dobrymi właściwościami trybologicznymi [5]. metalizacja polimerów pozwala na uzyskanie przez nie nowych cech, takich jak: przewodność elektryczna, przewodność cieplna, odporność na erozje lub promieniowanie oraz ekranowanie elektromagnetyczne [6] i jest szeroko prowadzonym procesem szczególnie przy użyciu osadzania chemicznego i następującej po nim galwanizacji [4]. proces ten jednak jest długotrwały oraz skutkuje powstaniem szkodliwych na środowiska związków m.in. chromu [4]. stąd coraz chętniej stosowana jest metalizacja metodami osadzania z fazy gazowej pvd czy cvd [4]. w przypadku konieczności uzyskania grubszych warstw często stosowaną metodą jest natryskiwanie cieplne m.in. łukowe [7,8] też plazmowe [9]. ostatnio coraz szerzej prowadzone są próby metalizacji za pomocą natryskiwania zimnym gazem z ang. cold spray ze względu na stosukowo niską temperaturę procesu pozwalającą tym samym na uniknięcie termicznej degradacji substratu jak również stosunkowo wysoką jakość uzyskiwanych powłok [10,11]. występują dwie odmiany natryskiwania zimnym gazem: niskoi wysokociśnieniowa. podstawową różnicą jest zakres stosowanych ciśnień. zasada działania bazuje na wykorzystaniu strumienia sprężonego i podgrzanego gazu do którego podawany jest proszek. następnie całość jest przyspieszana do prędkości naddźwiękowych podczas przepływu przez dyszę de lavala. w metodzie niskociśnieniowej gazem roboczym jest na ogół powietrze, choć istnieją też doniesienia o wykorzystaniu azotu czy helu, o ciśnieniu do 1 mpa i temperaturze do około 650 °c. nagrzewnica umieszczona aleksanda małachowska, tomasz kowal, marcin winnicki, andrzej ambroziak przeglad welding technology review 28 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 6/2016 jest centralnie w palniku, a proszek wprowadzany jest radialnie tuż za przewężeniem. uzyskiwane prędkości proszku do 700 m/s pozwalają na nanoszenie jedynie proszków metali miękkich sn, zn, al, cu i ni [12÷14]. połącznie powstaje w wyniku plastycznej deformacji cząstki proszku w kontakcie z podłożem. zakłada się, że podczas uderzenia dochodzi do intensywnej, lokalnej deformacji materiału na granicy cząstka/podłoże skutkującej powstaniem pasm adiabatycznego ścinania. umożliwia to usunięcie tlenków w postaci wypływki i tym samym zetknięcie czystych metalicznie powierzchni [15]. próby metalizacji metodą cold spray proces nanoszenia proszków metali na powierzchnię różnych tworzyw sztucznych badał m.in. lupoi [16]. stwierdził on, że najważniejszym parametrem dla uformowania powłoki jest energia uderzenia proszku, wyliczana z jego gęstości oraz prędkości krytycznej, w odniesieniu do udarności tworzywa. zauważył, że proszki metali miękkich o małej prędkości krytycznej np. sn i pb mogą zostać łatwo naniesionananiesione jako powłoki. w przypadku al i ti możliwe jest uzyskanie powłok, jednakże obok konstytuowania powłoki może wystąpić erozja podłoża. dla proszków cu o dużej gęstości i dużej prędkości krytycznej erozja będzie już procesem dominującym i stąd uzyskanie szczelnych powłok będzie trudne. większość dalszych badań koncertuje się na powłokach al i cu. zhou [11] uzyskał grubą warstwę al al/cu na wysokowytrzymałym polimerze peek450ca30. giraud [17] badał wpływ parametrów na nanoszenie warstw al na pa66. powłoki zaczęły się formować od ciśnienia 1.5 mpa i temperatury 200 ale optymalne parametry zostały osiągnięty przy ciśnieniu 2.5 mpa i temperaturze 250° c. zauważono, że zwiększenie ilości przejść palnika wpływa pozytywnie na gęstość powłoki. ganesan [18] porównywał proces natryskiwania na podłoża termoi duroplastyczne. grube warstwy zostały naniesione jedynie na podłożach termoplastycznych. użycie podłoża duroplastycznego skutkowało jego kraterowaniem. jednakże zastosowanie międzywarstwy cynowej pozwoliło na wytworzenie powłoki miedzianej na powierzchni tworzywa. rys. 1. proszki wykorzystane w procesie natryskiwania sn(a), al (b) fig. 1. sem of feedstock powders: sn (a), al (b) celem pracy było określenie wpływu przygotowania powierzchni podłoża na przyczepność powłok aluminiowych na pa6. metodyka badań  materiały do procesu natryskiwania użyto wytworzonych w procesie atomizacji proszków cyny i aluminium, o nieregularnym kształcie. zarówno proszek cyny jak i aluminium o granulacji 45+10 μm, przy czym wielkość średnia cząsteczek wyniosła odpowiednio 8.57 μm i 29.37 μm. proszki zastosowane w procesie natryskiwania przedstawiono na rysunku 1. jako materiał podłoża zastosowano poliamid 6 (plastics group, wroclaw, polska). w celu poprawienia przyczepności warstwy aluminiowej przed procesem natryskiwania podłoża były modyfikowane. proces natryskiwania powłoki wykonano stosują urządzenie do niskociśnieniowego natryskiwania zimnym gazem, dymet 413 (obnisk center for powder spraying, obnisk, russia). jako gaz roboczy zostało użyte powietrze. palnik do natryskiwania był zamontowany w manipulatorze umożliwiającym ruch w 3 osiach (x,y,z). odległość między kolejnymi przejściami palnika wyniosła 3.5 mm. parametry natryskiwania warstw wraz z sposobem przygotowania powierzchni podano w tablicy i. obróbka strumieniowa została przeprowadzona z użyciem komercyjnie dostępnego elektrokorundu typ k-00-04-16 (obnisk center for powder spraying, obnisk, rosja) o granulacji poniżej 350 µm. a) b) numer  próbki przygotowanie  próbki proszek liczba  przejść  palnika ciśnienie  gazu  [mpa] temp. gazu  [°c] prędkość  podajnika  [mm/min] odległość  palnika od  podłoża  [mm] przepływ  masowy  proszku  [g/min] 1 brak próbki al 2 0,9 200 2000 10 30 2 obróbka strumieniowo ścierna al 200 2000 10 30 3 obróbka strumieniowo ścierna w podwyższonej temperaturze al2o3 1 300 2000 10 15 al 200 2000 10 30 4 warstwa pośrednia cyna sn 200 2000 10 15 al 200 2000 10 30 tablica i. parametry natryskiwania powłok table i. coatings’ spraying parameters 29przegląd  spawalnictwa       vol. 88 6/2016 badania przyczepności i metalograficzne  próba przyczepności powłok została wykonana zgodnie z pn-en 582:1996 natryskiwanie cieplne. określanie przyczepności metodą odrywania. próbki, w postaci krążków o średnicy 40 mm, były klejone do przeciwpróbek za pomocą kleju epoksydowego distal (rys. 2). przyczepność została określona jako średnia z 3 pomiarów. z przygotowanych próbek zostały wykonane zgłady metalograficzne. zdjęcia wykonano przy użyciu mikroskopu nicon eclipse ma200 (nikon corporation melville, ny) rejestracji obrazów dokonano za pomocą sprzężonej z mikroskopem kamery cyfrowej oraz oprogramowania nis elements br. grubość powłok kontrolowano podczas natryskiwania za pomocą czujnika zegarowego. rys. 2. schemat próbek do badań przyczepności fig. 2. scheme of sample for bond strength test pomiary mikrotwardości wykonano na zgładach zgodnie z pn-en iso 6507-3:2007p przy użyciu digital micro hardness testet mmt-x7 (matsuzawa co., ltd.) dla warstw aluminiowych wykonano po 5 pomiarów dla obciążenia 100 g w osi warstw. schemat umieszczenia odcisków podczas prób mikrotwardości przedstawiono na rysunku 3. rys. 3. schemat rozmieszczenia odcisków do badań mikrotwardości fig. 3. scheme of arrangement of indentation points for microhardenss testing rezultaty i dyskusja  mikrostruktura powłok  na rysunkach 4÷6 przedstawiono mikrostruktury powłok dla parametrów podanych w tabeli i. na rysunku 4 przedstawiono strukturę warstwy aluminiowej wykonanej na podłożu po obróbce strumieniowo ściernej podłoża polimerowego. próbka w trakcie cięcia straciła spójność na całej długości (rys. 4a). cienka warstwa aluminium na podłożu wskazuje na to, że doszło do zniszczenia powłoki, a nie utraty połączenia między nią, a podłożem. struktura powłoki w obszarze zniszczenia jest wysoce porowata (rys. 4b). cała warstwa jest wysoce porowata, przy czym, największe obszary porowatości występują przy podłożu oraz wierzchu powłoki. podobna struktura została zaobserwowana w pracy [17] porowatość przy wierzchu powłoki jest zjawiskiem typowym i jest powiązana z tak zwanym zwany „hammering effect” – nadlatujące cząstki dodatkowo ubiją już osadzone, co skutkuje zmniejszeniem porowatości. im bliżej powierzchni warstwy tym efekt ten jest słabszy. porowatość przy powierzchni podłoża jest prawdopodobnie spowodowana niedostateczną twardością substratu, co uniemożliwia dostateczną deformację proszku w momencie uderzenia. prawdopodobnie ta wysoka porowatość w tym obszarze była źródłem zniszczenia próbki. a) b) rys. 4. schemat próbek do badań przyczepności fig. 4. scheme of sample for bond strength test a) b) rys.  5.  struktura powłoki aluminiowej na warstwie pośredniej z korundu przy powiększeniu a) 50x b) 200x fig. 5. aluminium coating microstructure on the alumina interlayer at a magnification of a) 50x b) 200x struktura powłoki uzyskana po obróbce strumieniowo ściernej w podwyższonej temperaturze została przedstawiona na rysunku 5. widoczne są poszczególne cząstki al2o3 wbite w materiał podłoża. tworzą one swoistą międzywarstwę, na której osadzona została warstwa aluminium. w porównaniu do warstwy al natryskiwanej bezpośrednio na poliamid widoczne jest zmniejszenie porowatości przy podłożu, związane jest to z łatwiejszym odkształcaniem cząstek na cząstkach al2o3. a) b) rys.  6.  struktura powłoki aluminiowej na warstwie pośredniej z cyny przy powiększeniu a) 50x b) 500x fig.  6.  aluminium coating microstructure on the tin interlayer at a magnification of a) 50x b) 500x na rysunku 6 pokazano strukturę powłoki aluminiowej na warstwie pośredniejz cyny. widoczna jest wyraźna granica pomiędzy warstwą cyny oraz warstwą aluminium. warstwa 30 przegląd  spawalnictwa       vol. 88 6/2016 cyny ma bardzo nieregularny kształt, cząstki proszku osadzały się na różnej grubości (w zależności od wielkości cząstki). warstwa aluminium posiada stosunkowo dużą ilość porów, jednak widoczne jest wyraźne zmniejszenie ich ilości przy powierzchni. co wynika z stosunkowo równomiernego rozłożenia cząstek sn, tworzących ciągłą warstwę. rys. 7. zestawienie grubości powłok aluminiowych przy powiększeniu 50x fig. 7. classification of aluminium coatings thickness at a magnification of 50x na rysunku 7 porównano grubości wszystkich powłok. powłoki wytworzone z użyciem warstwy pośredniej mają zbliżoną grubość, a co za tym idzie wydajność procesu. powłoki natryskiwana bezpośrednio na podłoże jest 1,5÷2 razy grubsza. wynika to z konieczności wykonania dwóch przejść palnika. przy pierwszym przejściu cząstki al wbijały się w podłoże, tworząc pierwszą ciągła, cienką warstwę, na której było możliwe zbudowanie ciągłej grubej warstwy. badania adhezji powłok do podłoża na rysunku 8 przedstawiono wyniki badań przyczepności warstw do podłoża. średnia przyczepność powłok natryskiwanych na powierzchnię nieprzygotowaną osiągnęła zaledwie 0,70 mpa. wynika to z stosunkowo małej twardości podłoża, narażonego dodatkowo na mięknięcie pod wpływem procesu natryskiwania. jest to jeden z ważniejszych parametrów wpływających na możliwość uzyskania ciągłej powłoki w metodzie cold spray [19]. rozwinięcie powierzchni przed natryskiwaniem przyczyniło się do wzrostu przyczepności do średniej wartości 1,51 mpa. zastosowanie warstwy pośredniej wpłynęło korzystnie na przyczepność powłok. w przypadku warstwy pośredniej z korundu średnia wartość przyczepności wyniosła 2,56 mpa, a w przypadku cyny 4,42 mpa oraz 4,25 mpa. bardzo małe odchylenie standardowe pokazuje, że otrzymane wyniki są skupione wokół wartości średniej (rys. 8). uzyskane przyczepności są zbliżone do wartości podawanych przez innych badaczy [11]. warto jednak zauważyć, że przy zastosowaniu na przykład obróbki strumieniowo-ściernej w podwyższonej temperaturze zostały one uzyskane przy znacznie niższych parametrach procesu natryskiwania. niska wartość adhezji warstwy z samego aluminium była widoczna już podczas natryskiwania. warstwy miały tendencję do samoistnej utraty przyczepności rozwinięcie powierzchni zwiększyło przyczepność powłoki do podłoża, ponieważ zwiększyło powierzchnie kontaktu pomiędzy. wzrost przyczepności przy zastosowaniu powłok pośrednich wynika z relacji podłoże – warstwa pośrednia oraz warstwa pośrednia – warstwa aluminium. korund i cyna łatwiej się osadzają na powierzchni poliamidu tworząc silniejsze połączenia, co jest najlepiej widoczne dla cyny pozwalającej na uzyskanie ciągłej warstwy. z kolei łatwiej jest skutecznie natryskiwać aluminium na korund i cynę niż na tworzywa sztuczne ze względu na zwiększoną twardość. w przypadku warstwy pośredniej z al2o3 wzrost przyczepności wynika również z znacznego rozwinięcia podłoża podczas piaskowania w podwyższonej temperaturze. rys. 8. wyniki próby zrywania warstw fig. 8. results of bond strength test badania mikrotwardości powłok wyniki pomiaru mikrotwardości hv0.1 powłok zostały przedstawione na rysunku 9. w przypadku każdej powłoki wystąpił wzrost mikrotwardości w stosunku do wyjściowej twardości proszku. największą mikrotwardością charakteryzowały się powłoki wytworzone na podłożu po obróbce strumieniowo-ściernej w podwyższonej temperaturze. jest to spowodowane stosunkowo najmniejszą porowatością tej powłoki w warstwie (i w jej osi) w osi warstwy. najmniejszą mikrotwardość wykazała powłoka na międzywarstwie cynowej. mógł być to rezultat małej twardości cyny i tym samym trudniejszym odkształcaniem się cząstek al. rys. 9. wyniki pomiarów mikrotwardości fig. 9. results of microhardness measurement 31przegląd  spawalnictwa       vol. 88 6/2016 wnioski wytworzenie powłok aluminiowych na poliamidzie 6 za pomocą technologii cold spray jest możliwe, przy czym konieczna jest dalsza optymalizacja procesu pod kątem metalizacji tworzyw sztucznych. – wszystkie warstwy cechowały się dużą porowatością. w porównaniu do warstw osadzanych na podłożach metalowych i ceramicznych była ona szczególnie widoczna przy podłożu. – przyczepność warstw była na zadowalającym poziomie, przy czym największe wartości przyczepności uzyskano przy zastosowaniu międzywarstwy sn. – we wszystkich warstwach wystąpił wzrost twardości w stosunku do twardości wyjściowej proszku. artykuł współfinansowany ze środków unii europejskiej w ramach europejskiego funduszu społecznego literatura [1] d. dobosz, „era plastiku. tworzywa sztuczne w motocyklach,” świat motocykli, nr 12, 2012. [2] k. mrówczyński, „tworzywa sztuczne w motoryzacji: stabilny wzrost i niezłe perspektywy,” chemia i biznes, nr 3, 2013. [3] k. bielefeldt, j. walkowiak i w. papacz, „wzmocniok ne tworzywa sztuczne w motoryzacji,” zeszyty naukowe instytutu pojazdów politechniki warszawskiej, nr 1, pp. 71-80, 2014. [4] r. suchentrunk, „kunststoffmetallisierung”, leuze verlag, saulgau, 1991 [5] adrian p mouritz, introduction to aerospace materials, woodhead publishing limited, cambridge 2012. [6] x. l. zhou, a. f. chen, j. c. liu, x. k. wu i j. s. zhang, „preparation of metallic coatings on polymer matrix composites by cold spray,” surface & coatings technology, nr 206, p. 132–136, 2011. [7] h. ashrafizadeh, p. mertiny, and a. mcdonald, evaluation of the influence of flame spraying parameters on microstructure and electrical conductivity of al-12si coatings deposited on polyurethane substrates proceeding of itsc 2015, long beach usa. [8] adrián lopera-valle, andré mcdonald, use of flame-sprayed coatings as heating elements for polymer-based composite structures, proceeding of itsc 2015, long beach usa. [9] sun guanhong, he xiaodong , jiang jiuxing, sun parametric study of al and al2o3 ceramic coatings deposited by air plasma spray onto polymer substrate yue applied surface science 257 (2011) 7864–7870. [10] hezhou ye, jianfeng wang, preparation of aluminum coating on lexan by cold spray, materials letters 137 (2014) 21 –24. [11] zhou x.l., chen a.f., liu j.c., wu x.k, zhang j.s., preparation of metallic coatings on polymer matrix composites by cold spray, surf. coat. technol.,2011, vol. 206(1), pp. 132–136. [12] winnicki m. , kocimski j. , a. ambroziak a., porównanie wydajności procesu dwóch metod natryskiwania na zimno: nisko i wysokociśnieniowej, xxxix szkoła inżynierii materiałowej, kraków-krynica, 27-30 ix 2011 : [monografia / pod red.jerzego pacyny]. 2011 (kraków: zakład usług poligraficznych). s. 247-252. [13] koivuluoto h., lagerbom j., kylmälahti m., vuoristo p., microstructure and mechanical properties of low-pressure cold-sprayed (lpcs) coatings, journal of thermal spray technology, 2008,vol. 17(5-6), pp. 721-727. [14] ning x.-j., jang j.-h., kim h.-j, the effects of powder properties on in-flight particle velocity and deposition process during low pressure cold spray process, applied surface science, 2007, vol. 253, p. 7449–7455. [15] assadi h., gärtner f., stoltenhoff t., kreye h., bonding mechanism in cold gas spraying, , acta materialia 51 (2003), pp. 4379–4394. [16] lupoi r., o’neill w. ,deposition of metallic coatings on polymer surfaces using cold spray, surf. coat. technol., 2010, vol. 205, pp. 2167–2173. [17] giraud d., borit f., guipont v., jeandin m.,malhaire j.m., metallization of a polymer using cold spray: application to aluminum coating of polyamide 6, thermal spray 2012: proceedings from the international thermal spray conference and exposition, may 21–24, 2012, houston, texas, usa. [18] ganesan a., yamada m., fukumoto m., cold spray coating deposition mechanism on the thermoplastic and thermosetting polymer substrates journal of thermal spray technology vol. 22(8) 2013 pp. 1275–1282. [19] zhang d., shipway p.h., mccartney d.g., cold gas dynamic spraying of aluminum: the role of substrate characteristics in deposit formation, journal of thermal spray technology, 2005, vol 14(1), pp. 109-116. 201302_pspaw_hy92.pdf 2 przegląd spawalnictwa 2/2013 edward wajs analiza stanu naprężenie-odkształcenie w niklowych powłokach elektrolitycznych zawierających mikroi nanocząsteczki twardej fazy analysis of stress-strain in electrolytic nickel coatings  containing micro- and nanoparticles hard phase dr inż. edward wajs – politechnika świętokrzyska, kielce. streszczenie w artykule przedstawiono analizę stanu naprężeń i odkształceń w niklowych powłokach elektrolitycznych przeznaczonych do badań tribologicznych. abstract the paper presents an analysis of stresses and strains in the electrolytic nickel coatings for tribological studies. wstęp powłoki węzłów tarcia wymagają koncentracji na maksymalnych naprężeniach w mikroobszarach warstwy wierzchniej, mogących spowodować przedwczesne zużycie części w węzłach tarcia wskutek zmęczenia materiału [1]. formowanie się stanu naprężeniowego jest zależne zarówno od normalnego, jak i stycznego obciążenia. naprężenia mogą mieć maksymalne wartości zarówno na powierzchni części, jak i na pewnej jej głębokości. tak więc najważniejsze będzie wyznaczenie naprężeń rozciągających, które przyczyniają się do powstawania pęknięć podczas tarcia oraz zniszczenia materiału po upływie określonego czasu. wpływ na taki stan mają naprężenia styczne nakładające się na naprężenia wewnętrzne powstałe po obróbce cieplnej [2]. niklowe powłoki zostały naniesione metodą elektrolizy na próbki ze stali niestopowej, gdzie z elektrolitu niklowego osadzane były również cząstki sic o frakcji 20 μm oraz 50 nm. grubość powłok wynosiła 200÷250 μm. wskutek działania sił tarcia pojawiły się naprężenia w strefie zetknięcia dwóch powierzchni. siły tarcia również znacznie zmieniają rozkład i wielkość naprężeń w tej strefie. w związku z tym badania wpływu fizykomechanicznych charakterystyk w powłokach oraz analiza rozkładu naprężeń w materiale w strefie styku istotnie wpływa na niezawodność i trwałość części obecnych w węzłach tarcia. jako przykład mogą posłużyć powłoki ni-b z dodatkową obróbką cieplną w celu otrzymania eutektyki ni-ni3в. wprowadzenie amorficznego boru do eutektyki powoduje tworzenie się wielowarstwowych gradientowych powłok na osnowie niklowej. niezbędna będzie także analiza stanu naprężenie-odkształcenie w powłokach poddanych siłom tarcia oraz zależności stanu naprężeń i odkształceń od struktury materiału. należy podkreślić, że wyższymi właściwościami mechanicznymi cechują się powłoki, w których faza wzmacniająca ma budowę słupkową prostopadłą do powierzchni, niż powłoki z wtrąceniami o budowie kulistej. na rysunku 1 pokazano zależność modułu younga od objętościowego udziału wtrąceń ξ. krzywa 1 odpowiada charakterystykom mechanicznym е1/еm dla materiału z wtrąceniami o budowie słupkowej, а krzywa 2 – dla materiału z wtrąceniami sferycznymi, gdzie е1 odpowiada modułowi materiału kompozytowego (ni + ni3b), а еm – modułowi osnowy (ni). widać, że wraz ze zwiększeniem udziału objętościowego fazy wzmacniającej ze słupkową budową moduł sprężystości kompozytu wzrasta znacznie szybciej, niż w powłokach z wtrąceniami sferycznymi. przekłada się to bezpośrednio na wyższe właściwości mechaniczne oraz zwiększoną odporność na zużycie. przy wyżarzaniu powłok ni-в-sic i ni-в dzięki ukierunkowanej krystalizacji formowane są struktury 3przegląd spawalnictwa 2/2013 ε2 2 = ¶¶ u x eutektyczne z budową dendrytyczno-słupkową. dla danego materiału można więc określić model w stałym środowisku, jakie tworzą rozszerzone i zorientowane prostopadle do powierzchni tarcia, cylindryczne włókna z jednakowymi poprzecznymi przekrojami. włókna rozmieszczone są w osnowie, której właściwości znacznie różnią się od właściwości włókien (rys. 2). widoczne są także siły oddziaływania między włóknami, przy dużym udziale objętościowym. prawdopodobnie włókna te rozłożone są w węzłach siatki tetragonalnej (rys. 3). na materiał heterogeniczny działają naprężenia prostopadle do powierzchni, wywołujące naprężenia σ1 і siły tarcia, wywołujące stan przemieszczenia wzdłużnego σ12, σ13 (rys. 2). w badanym modelu obszar w strefie kontaktu nie był brany pod uwagę, badane były tylko miejscowe pola naprężeń znajdujące się w niedużej odległości od powierzchni. dla danej strefy z wtrąceniami lub w osnowie przedstawiono równania: – równowagi dla objętości elementarnej: ∂σ1/∂x1 + ∂σ1/∂x2 + ∂σ1/∂x3 = 0 ∂σ12/∂x1 + ∂σ2/∂x2 + ∂σ23/∂x3 = 0 (1) ∂σ13/∂x1 + ∂σ23/∂x2 + ∂σ3/∂x3 = 0 – wzór na współczynnik sprężystości (2) – wzór cauchy’ego (3) gdzie: е – moduł younga; g – moduł ścinania; ν – współczynnik poissona; σij – naprężenia; ε – deformacje normalne; γij – deformacje styczne; ui – przemieszczenia; xi – współrzędne. w idealnych wzmocnionych liniowo materiałach struktura jest wyznaczana przez przemieszczanie włókien, co wpływa na charakter współpracy komponentów w polu naprężeń oraz na udział objętościowy napełniacza i materiału wiążącego. przemieszczenia wzdłużne badanie naprężeniowego stanu w środowisku wzmocnionym liniowo, zachodzącego podczas ścinania przy średnich naprężeniach σ12 і σ13, postawione zadanie prowadzi do wyznaczenia dwóch różnych funkcji ϕm (z) i ϕf (z), odpowiednio w osnowie i we wtrąceniach. funkcje te są związane z przemieszczeniami wzdłużnymi u1 і naprężeniami stycznymi σ12, σ13 przez następujące zależności: u1= ϕ(z) + ϕ(z); σ12 – іσ13 = 2gφ(z); σ13 = g [φ (z)e iυ + φ (z)e-iυ] (4) rys. 1. zależność modułu younga od objętościowego udziału wtrąceń; 1 – wtrącenia z budową słupkową, 2 – wtrącenia z budową kulistą [3] fig. 1. dependence of youngs modulus of the volume share of inclusions; 1 – inclusions of construction bars, 2 – construction of spherical inclusions rys. 2. model kompozytowego materiału i schemat obciążenia fig. 2. model composite material and the load chart rys. 3. model strukturalny fig. 3. structural model ε σ ν σ σ γ σ1 1 2 3 12 12 1= = e e g( ); ε σ σ ν σ γ σ2 1 2 3 13 13 1 1= = e e e g; ε ν σ σ σ γ σ3 1 2 3 23 23 1= + + = e e g( ) ; ε1 1 = ¶¶ u x γ12 1 2 2 1 = ¶¶ + ¶ ¶ u x u x ε3 1 = ¶¶ u x γ13 3 1 1 3 = ¶¶ + ¶ ¶ u x u x γ23 2 3 3 3 = ¶¶ + ¶ ¶ u x u x m od uł y ou ng a objętościowy udział wtrąceń ∂ ∂ ∂ ∂ ∂ ∂ ∂∂ ∂∂ ∂∂ ∂∂ ∂ ∂ ∂ ∂ 4 przegląd spawalnictwa 2/2013 s g g g g f m f m = -+ 1 1 / / strefa połączenia na granicy twarda faza-osnowa opisywany jest poniższą równością: σ+1r(τ) = σ – 1r(τ); u + 1(τ) = u – 1(τ) (5) gdzie: znakami + і – oznaczone są obszary odpowiednio z prawej i lewej strony od granicy styku, a τ oznacza współrzędna punktu na granicy. warunki połączenia sprowadzają się do zależności: (1 + gf / gm)ϕf(τ) + (1 – gf / gm) ϕf (τ) = 2ϕm(τ) (6) do obliczeń konieczne są także wartości naprężeń σ12, σ13 lub kąty ścinania γ12, γ13, które dla tetragonalnej siatki opisywane są zależnościami: γ12 = σ12/g12; γ13 = σ13/g13 (7) gdzie g12 – moduł wzdłużnego przemieszczenia materiału. zadania rozwiązano metodą spójnej regulacji. opiera się ona na następujących zasadach: statyczne (lub długofalowe) pole zewnętrzne wzbudza wokół wtrącenia wewnętrzne pole, na co składają się rozproszone elementów (przy czym pierwszy komponent składa się ze stałej i oscylującej wzdłuż powierzchni twardych wtrąceń; następne komponenty pola, charakteryzujące się wzajemnym oddziaływaniem z wtrąceniami, mają jeszcze mniejsze rozmiary. wyrażenia dla rozkładu pola naprężeń ściskających σ12 (σ13 = 0) w dowolnym punkcie osnowy: lub gdzie ; ξ – udział objętościowy napełniacza; gm і gf – moduły ścinania osnowy i napełniacza; ρ і υ – współrzędne punktu w osnowie. dane wyrażenia uwzględniają efekty współdziałania pomiędzy włóknami i mają zastosowanie przy dostatecznie wysokim udziale objętościowym napełniacza. analiza wzoru (8) pokazuje, że koncentracja naprężeń ścinających jest maksymalna w punkcie na granicy międzyfazowej o ρ = 1; v = 0; π, gdzie odległość między wtrąceniami jest minimalna (punkt а na rys. 3). maksymalny współczynnik koncentracji naprężeń ścinających wynosi: (9) wyrażenie to uwzględnia mechaniczne charakterystyki sładników, jak też ich udział objętościowy. ściskanie wzdłużne stan przy wzdłużnym rozciąganiu-ściskaniu ukazano w dwóch wariantach: stan rozciągania-ściskania bez uwzględnienia współdziałania pomiędzy komponentami przy nieznanej wielkości stałych naprężeń i założenia, że płaszczyzna х1 = соnst nie wykrzywia się w procesie deformacji; 2) płaskiego deformacyjnego stanu w zadanych przemieszczeniach na granicach międzyfazowych przy braku odkształceń wzdłużnych. przemieszczenia ustala się tak dla obydwu stanów na powierzchni kontaktu fazowego. analizując rozciąganie-ściskanie komponentów nie współdziałających, wyznacza się naprężenia w napełniaczu i osnowie odpowiednio σ1 = ef/e1 σ1, σ1 = em/e1 σ1 (10) podczas ściskania wzdłużnego materiału kompozytowego dzięki różnicy współczynników poissona νf i νm wtrąceń i matrycy następuje płaski stan odształceń. naprężenia w komponentach wyznacza się przez dwie niezależne funkcje φ(z) oraz ψ(z): σ2 + σ3 = 2[φ(z) + φ(z)];σ2 – σ3 + 2іσ23 = 2[zφ’(z) + ψ(z)]; (σr – iσrv) = φ(z) + φ(z) – 2e 2iv [zφ’(z) + ψ(z)] (11) analiza płaskiego stanu odkształceń opisanymi wyżej metodami, daje możliwość otrzymywania konkretnych wyrażeń dla pól naprężeń w osnowie [3]: (12) gdzie: naprężenia w osnowie przy średnich wartościach ściskania podłużnego będą maksymalne w punktach granicy międzyfazowej, cechujących się największymi skupiskami wtrąceń. wysoka wartość współczynnika koncentracji naprężeń wynosi: (13) k g g g g g g g gr r f m f m f m f m 1 1 12 2 1 1 1 4 1 1 = < > = + + + + æ è çç ö ø ÷σ σ ξ ξ / ( ) / [ / / ÷÷ + ξ π ξ π 2 2 2 23 7( )] σ ρ υ ξ ξ π ρ υ ρ ρ υ ρ υ2 2 2 2 2 2 4 21 2 9 1 2 4 6 2= + +q t s{( cos ) [ (cos cos ) cos ]}<< >σ1 σ ρ υ ξ ξ π ρ υ ρ ρ υ ρ υ3 2 2 2 2 2 4 21 2 9 1 2 4 6 2= + + + -q t s{ ( cos ) [ (cos cos ) cos ]}}< >σ1 σ ρ υ ξ π ρ υ ρ ρ υ σ23 2 2 2 2 2 4 1 1 2 9 2 5 4 6= + < >q t( sin sin sin )] σ ρ ξ ρ ρ ρ υ ξ π σr q t= + + < >{( ) [ ( ) ]cos } 1 9 1 6 5 1 2 42 4 2 2 2 1 q e g g g t g g g g m f m m f f m f m m f = -+ + = + 1 4 2 1 1 1( ) ( ) / ( ) ; / / υ υ ξ χ ξ ξ χ χ kr q g g r m m m f = < > = + + + + σ σ ξ χ χ ξ π ξ π1 2 2 2 21 3 1 3 10{ / ( ) } (8) 5przegląd spawalnictwa 2/2013 tak więc, otrzymano analityczne wyrażenia dla miejscowych pól naprężeń σ1, σ2, σ3, σ23, σ12, σ13, które występują w osnowie w zależności od mechanicznych charakterystyk komponentów i struktury materiału kompozytowego. za pomocą przyjętej metodyki przeprowadzono obliczenia stanu naprężeń, jakie zachodzą w powłoce typu ni-sic skanowane wiązką lasera (rys. 4). wyjściowymi danymi dla obliczeń były [3]: dla ni osnowy – moduł sprężystości em = 1,86 · 10 5 мpа, moduł ścinania gm = 0,72 · 10 5 мpа, współczynnik poissona vm = 0,3; ni3b – ef = 2,9 · 10 5 мpа, gm = 1,3 · 10 5 мpа, vm = 0,1. wyznaczone za pomocą wzorów (12) naprężenia σ2, σ3, σ23, które wynikają z różnicy współczynników poissona, cechują się małymi wartościami. maksymalne koncentracje naprężeń ścinania к1r będą znacznie większe niż ściskania кr, zaś na stan naprężeń w powłoce większy wpływ będą miały naprężenia ścinania. rys. 4. zależność współczynnika maksymalnej koncentracji naprężeń od objętościowego udziału sic w osnowie podczas podłużnego ścinania fig. 4. the dependence of the maximum stress concentration factor of the volume share of sic in the matrix in longitudinal shear wnioski maksymalna koncentracja naprężeń ścinania zachodzi na granicy styku elementów wchodzących w skład materiału kompozytowego, gdzie odległość między wtrąceniami jest minimalna. w wyniku obliczenia ustalono, że kompozyty zawierające 30÷40 obj.% wysokomodułowych włókien mają minimalne lokalne naprężenia styczne w matrycy. pokazano, że dla kompozytowych materiałów, w których właściwości mechaniczne komponentów i osnowy są zbliżone, koncentracja naprężeń zmniejsza się literatura [1] wajs e.: wzmocnienie trących powierzchni poprzez elektroiskrowe nanoszenie powłok. materiały konferencji – państwowy uniwersytet lotniczy. kijów, 1998, s. 14. [2] służałek g., kubica m., bara m.: rozkład stanu naprężeń i odkształceń wybranych węzłów tarcia w badaniu warstw. mechanik nr 1/2010. przy utrzymaniu charakteru jej zmiany odnośnie do zawartości fazy wzmacniającej. analiza stanu naprężenie-odkształcenie w wielowarstwowych powłokach pokazała, że największy wpływ na strukturalną budowę oraz warunki obciążenia mają naprężenia styczne τху oraz normalne σх. naprężenia normalne σу, parametry strukturalne i warunki tarcia (współczynnik tarcia) wpływają nieznacznie na odporność materiału. koncentracja naprężeń ścinania znajduje się na granicy kontaktu składników w materiale kompozytowym w miejscach, gdzie odległości między wtrąceniami są minimalne. początkowe obniżenie intensywności naprężeń stycznych związane jest ze zwiększeniem części nacisku przechodzącego na wtrącenia. dalej (jeżeli wtrąceń jest ponad 40% оbj.) zwiększenie intensywności naprężeń następuje z powodu wzajemnego oddziaływania z sąsiednim. odległość między środkami wtrąceń wyznaczana jest za pomocą wzoru: (14) w materiałach, które zawierają 40% fazy wzmacniającej, ω = 2,8 r, gdzie r – promień wtrącenia. tak jest kiedy następuje zmniejszenie odległości między wtrąceniami w materiale kompozytowym i dochodzi do wzrostu naprężeń ścinających. przedstawione rezultaty świadczą o tym, że istnieje taki objętościowy udział wtrąceń (30÷40% оbj.), przy którym ustalono minimum intensywności miejscowych naprężeń stycznych w osnowie. będzie to sprzyjać zwiększeniu odporności na zużycie takich materiałów. tak więc, wychodząc z idealnego wzorca, obliczono zależności koncentracji naprężeń w kompozycie od korelacji właściwości mechanicznych i udziału objętościowego osnowy i wtrąceń. z analizy tych zależności wynika, że przy pracy w warunkach tarcia należy zwrócić szczególną uwagę na kompozyty zawierające 30÷40% оbj. wysokomodułowych włókien. ϖ π ξ= [3] kuzakow e.g.: grafowa model uprugowo tela. rasczot naprażeno-deformirowannowo sostojania.– instytut problem procznosti, kiev., 1985 s. 53. [4] nazarczuk t., kornikowa w.: metodyka chimiczeskowo analiza borsoderzaschich tugoplawich sojedinienij.– instytut problem procznosti, kiev. 1984 s. 50. ps 5 2017 www 1 85przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 walidacja procesu spawania  jako narzędzie zarządzania jakością  validation of the welding process as a tool of quality management mgr inż. mirosława wiśniewska; dr hab. inż. maciej matuszewski – uniwersytet technologiczno-przyrodniczy w bydgoszczy. autor korespondencyjny/corresponding author: matus@utp.edu.pl streszczenie w pracy przeanalizowano możliwości zastosowania technologii spawania doczołowych złączy rur w aspekcie uzyskanej jakości połączeń. wykonano złącza próbne i dokonano szeregu badań nieniszczących i niszczących. analizę przeprowadzono z punktu widzenia zarządzania procesem i jakością. słowa kluczowe: walidacja; badania nieniszczące; badania niszczące; zarządzanie jakością abstract the study investigated the possibility of using the butt welding technology of pipe joints in terms of the obtained quality of connections. trial couplings were made and a number of non destructive and destructive tests were performed. the analysis was carried out from the perspective of process management and quality. keywords:  validation; non-destructive testing; destructive testing; quality management  wprowadzenie efektywne i skuteczne zarządzanie procesem wytwarzania determinowane jest czynnikami ludzkimi oraz techniczno–organizacyjnymi. w przypadku procesu wytwarzania opartego na technologiach spawania, czynniki ludzkie to m.in.: właściwe przestrzeganie opracowanej technologii spawania, natomiast techniczno–organizacyjne to np.: sze roko rozumiane warunki spawania, przepływ zasileń i informacji. w pracy została dokonana analiza możliwych do zastosowania technologii spawania doczołowych złączy rur przewodowych instalacji skroplin turbozespołu upustowo–przeciwprężnego 13 up55, w aspekcie uzyskanej jakości połączeń. ocena wybranych własności mechanicznych, które determinują jakość złączy, została dokonana na podstawie przeprowadzonych badań nieniszczących i niszczących złączy próbnych. spawanie według norm z serii iso 9000 jest tzw. procesem specjalnym, którego poprawności nie można ocenić wyłącznie po badaniach końcowych. procesy specjalne wymagają walidacji oraz monitorowania na każdym etapie produkcji. walidacja przyjętego do wytwarzania procesu spawania jest uznanym standardem w technice spawalniczej. zasadniczą częścią tej walidacji jest sprawdzenie technologii spawania w drodze kwalifikacji, w której należy stosować udokumentowane procedury w celu zapewnienia mirosława wiśniewska, maciej matuszewski przeglad welding technology review wymaganej jakości złącza spawanego [1,2]. podstawą do wykonania spawania w warunkach produkcyjnych jest instrukcja technologiczna spawania (welding procedure specification – wps), która powinna określać wszystkie parametry charakteryzujące proces spawania. na podstawie przeprowadzanej walidacji może być ona modyfikowana i poprawiana w zakresie podanych w niej istotnych zmiennych wielkości, które determinują jakość uzyskanego połączenia spawanego. proces kwalifikowania technologii spawania opisują normy, które nie są jednak obowiązkowe, a stanowią tylko zalecania do stosowania. celem nadrzędnym kwalifikowania technologii jest udokumentowanie potencjału i jakości (powtarzalności, a więc ograniczenia ilości poprawek spoin) w zakresie danej procedury spawania, potwierdzone zazwyczaj przez niezależną jednostkę. jakość, oprócz ceny i terminu dostawy, jest najważniejszym kryterium decydującym o wyborze dostawcy. posiadanie kwalifikowanych technologii jest więc atutem przedsiębiorstwa w ubieganiu się o kontrakty, warunkuje również zdolność do szybszego przystąpienia do wykonywania zlecenia (nie tracąc czasu na kwalifikację). wykaz kwalifikowanych technologii spawania jest też wartościową referencją, wykorzystywaną przez przedsiębiorstwa do szeroko pojętego marketingu [3÷5]. 86 przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 obiekt badań walidację wybranych technologii spawania przeprowadzono dla złączy próbnych, które zostały wykonane na przykładzie doczołowych złączy rur przewodowych instalacji skroplin turbozespołu upustowo–przeciwprężnego, które z kolei zostały wykonane w ramach remontu i modernizacji turbozespołu upustowo–przeciwprężnego typu 13 up55w. rury wykonane były ze stali węglowej s420 o granicy plastyczności re = 420 mpa. z takiej też stali wykonano złącza próbne do przeprowadzenia badań technologii. materiał ten należy do grupy 1.3 według cr iso 15608 [6], czyli są to drobnoziarniste stale normalizowane o reh > 360 n/mm2. użyty materiał dodatkowy złącza próbnego był również z tej grupy materiałowej. do analizy technologii spawania w aspekcie uzyskanej jakości złącza, czyli do kwalifikacji, przyjęto następujące technologie: – elektrodą otuloną (111), która jest jedną z szeroko stosowanych technologii w warunkach montażowych; – półautomatyczną w osłonie gazu aktywnego (135), która jest dość uniwersalną oraz wydajną metodą, która coraz częściej wypiera spawanie elektrodami otulonymi. do kwalifikacji technologii spawania złączy doczołowych rur wybrano metodę kwalifikacji przez badania technologii spawania według pn-en iso 15614-1 [7]. polega ona na kwalifikowaniu wps na podstawie wykonania według niej znormalizowanego złącza spawanego i zbadania go w zakresie zgodnym z normą. ogólny algorytm kwalifikacji przedstawiono na rysunku 1. dla zbadania technologii spawania w celu jej kwalifikacji zgodnie z pn-en iso 15614-1 [7], należy wykonać złącze o wymiarach wskazanych w tej normie (rys. 2). rys. 2. złącze próbne dla złącza doczołowego rury z pełnym przetopem (opis w tekście) [7] fig. 2. test connector for butt plug full-pipe (description in the text) rys. 3. wygląd złącza próbnego: a) metoda 111, b) metoda 135 fig. 3. appearance of the test connector: a) method 111, b) method 135 rys. 1. algorytm kwalifikowania technologii spawania poprzez badanie [8] fig. 1. algorithm for qualification of welding technology through testing przygotowanie – dopasowanie i wykonanie złącza (1), należy wykonać zgodnie z opracowaną wstępną instrukcją technologiczną spawania (pwps), uwzględniając średnicę zewnętrzną rury (d = 193,7 mm) oraz grubość łączonego materiału (t = 11 mm). minimalna długość rury użytej do wykonania złącza to 150 mm (a). złącze próbne przygotowano z ukosowaniem symetrycznym na v. natomiast do wykonania złącza, dla obydwóch badanych technologii, przyjęto 5 ściegów. spawanie elektrodą otuloną przebiegało przy następujących parametrach: – wymiar spoiwa: dla pierwszego ściegu 2,4 mm, dla pozostałych 3,0 mm; – natężenie prądu: 95÷125 [a]; – napięcie łuku: 12÷14 [v]. natomiast dla półautomatycznego spawania w osłonie gazu aktywnego przyjęto następujące parametry: – wymiar spoiwa: dla pierwszego ściegu 1,0 mm, dla pozostałych 1,2 mm; – natężenie prądu: 105÷135 [a]; – napięcie łuku: 10÷12 [v]. na rysunku 3 zilustrowano wygląd złączy poszczególnych metod po spawaniu. wiedza i doświadczenie wstępna instrukcja technologiczna spawania pwps (wytwórca) wykonanie standardowych złączy próbnych wg pwps (przy udziale jednostki notyfikowanej) badania nieniszczące złączy próbnych wynik pozytywny wynik pozytywny wynik wynik wynik wynik wynik negatywny negatywnypozytywny negatywny negatywny badania niszczące złączy próbnych badania powtórne na dodatkowych próbkach opracowanie protokołu kwalifikowania technologii spawania (wpqr) kwalifikacja instrukcji technologicznej spawania (wps) wykonanie dodatkowego złącza próbnego opracowanie nowej pwps wcześniejsze instrukcje literatura techniczna normatywy technologiczne widok od strony lica widok od strony grani a) b) 87przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 rys. 4. wygląd złącza próbnego po badaniu na rozciąganie: a) metoda 111, b) metoda 135 fig.  4. appearance of the test connector after the tensile test: a) method 111, b) method 135 do badań złącza próbnego przyjęto zarówno badania nieniszczące (tzw. badania ndt), jak i niszczące. zakres ten zależy m.in. od: – kształtu złącza próbnego (złącze doczołowe blach, złącze doczołowe rur, złącze teowe, złącze odgałęzione); – grubości i gatunku materiału. dla założonego do kwalifikacji technologii złącza próbnego (złącze doczołowe rur o grubości 11 mm z materiału w gatunku s420) w tablicy i zestawiono typy i szczegółowe zakresy badań. miejsce pobrania próbek do poszczególnych badań niszczących wskazane jest w normie [7] jak i publikacjach niezależnych jednostek kwalifikujących technologie [9]. wymagane próbki powinny być pobrane po zakończeniu badań nieniszczących i spełnieniu ich kryteriów. analiza wyników badań złączy próbnych dla badań nieniszczących wynikiem badań jest poziom jakości według normy pn-en iso 5817 [10]. poziom jakości charakteryzuje jakość złącza spawanego w oparciu o rodzaj i wielkość niezgodności spawalniczych (skatalogowanych w normie pn-en iso 6520-1 [11]) i jest ustalany w oparciu o wymiar graniczny dla danej niezgodności. wyniki badań wizualnych, radiograficznych oraz penetracyjnych dla badanych metod spawania spełniały poziom jakości b wg en iso 5817 [10]. badanie na rozciąganie poprzeczne przeprowadzono zgodnie z pn-en 895 [12] w temperaturze 20 ºc na urządzeniu zd-40 o zakresie siły rozciągającej 8÷400 kn i działce elementarnej 2,0 kn. wyniki próby rozciągania – siłę zrywającą dla każdej z dwóch próbek oraz wytrzymałość na rozciąganie (siłę odniesioną do przekroju poprzecznego zrywanej próbki) zawiera tablica ii. na rysunku 4 przedstawiono próbki po badaniu na rozciąganie poprzeczne. typ badania zakres badania n ie ni sz cz ąc e wizualne vt 100% radiograficzne rt (lub ultradźwiękowe ut) 100% penetracyjne pt (lub magnetycznoproszkowe mt) 100% n is zc zą ce badanie na rozciąganie poprzeczne 2 próbki badanie na zginanie poprzeczne 4 próbki (2 z rozciąganiem lica i 2 z rozciąganiem grani) badanie udarności 2 zestawy (oś spoiny i linia wtopienia) badanie twardości 2 linie (po 3 odciski w spoinie, obu strefach wpływu ciepła i obu materiałach podstawowych) badanie makroskopowe 1 zgład tablica i. zakres badań złącza próbnego do kwalifikacji technologii spawania [7] table i. test specimen scope for qualification of welding technology tablica ii. wyniki badania na rozciąganie poprzeczne table ii. transverse tensile test results rozciąganie uwagi:metoda  spawania wymiary  próbki [mm] siła  zrywająca fm [kn] wytrzymałość   na rozciąganie rm [mpa] 111 24,20 x 11,40 150,0 543,71 zerwanie poza spoiną 24,30 x 11,60 150,0 532,14 zerwanie poza spoiną 135 24,90 x 11,30 150,0 533,11 zerwanie poza spoiną 24,80 x 11,70 157,0 541,08 zerwanie poza spoiną badanie na zginanie poprzeczne przeprowadzono zgodnie z pn-en iso 6892-1 [13] w temperaturze 20 ºc, podobnie jak badanie na rozciąganie, na maszynie wytrzymałościowej zd-40 o zakresie siły rozciągającej 8 ÷400 kn i działce elementarnej 2,0 kn. zastosowano trzpień o średnicy czterech grubości blachy. próbę przeprowadzono na 2 próbkach fbb1 (rozciąganie strony lica) i 2 fbb2 (rozciąganie strony grani). wyniki przedstawiono w tablicy iii. próbki po badaniu na zginanie poprzeczne przedstawiono na rysunku 5. a) b) 88 przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 badanie udarności przeprowadzono zgodnie z pn-en iso 9016 [14] w temperaturze -40 ºc na młocie charpy’ego psw-30 o zakresie energii 0÷300 j i działce elementarnej 1,0 j. badanie przeprowadzono dla zestawu 3 próbek z karbem v usytuowanym prostopadle do powierzchni złącza z osi spoiny (vwt 0/2) oraz zestawu 3 próbek z karbem v usytuowanym prostopadle do powierzchni złącza z linii wtopienia (vht 0/2) dla każdej metody spawania. wyniki – energię łamania dla każdej z próbek z każdego zestawu oraz wartości średnie zawarto w tablicy iv. na rysunku 6 przedstawiono próbki po badaniu udarności. badanie twardości przeprowadzono zgodnie z pn-en iso 6507-1 [15] na urządzeniu hpo-250 z obciążeniem 98 n oznaczając twardość hv10. dla metody spawania 111 twardość spoiny oraz strefy wpływu ciepła zawierała się w przedziale 187÷221hv. natomiast dla metody 135, twardość ta zawierała się między 170 a 206 hv. badanie makroskopowe wykonano na zgładzie metalograficznym przekroju poprzecznego złącza. po szlifowaniu zgład, w celu ujawnienia niezgodności, struktury i budowy spoiny oraz wielkości strefy wpływu ciepła, został wytrawiony odczynnikiem adlera. wyniki badań makroskopowych dla badanych metod spawania spełniały poziom jakości b wg en iso 5817 [10]. tablica iii. wyniki badania na zginanie poprzeczne table iii. transverse bend test results tablica iv. wyniki badania udarności table iv. impact strength test results rys. 5. wygląd złącza próbnego po badaniu na zginanie: a) metoda 111, metoda 135 fig. 5. appearance of the test connector after the bending test a) method 111, b) method 135 zginanie uwagimetoda  spawania wymiary  próbki [mm] średnica  trzpienia k•g /t/ kąt  gięcia [º] 111 20,0 x 11,0 4•t 180 fbb1 bez uwag 20,0 x 11,0 4•t 180 fbb1 bez uwag 20,0 x 11,0 4•t 180 fbb2 bez uwag 20,0 x 11,0 4•t 180 fbb2 bez uwag 135 20,0 x 11,0 4•t 180 fbb1 bez uwag 20,0 x 11,0 4•t 180 fbb1 bez uwag 20,0 x 11,0 4•t 180 fbb2 bez uwag 20,0 x 11,0 4•t 180 fbb2 bez uwag a) b) udarność uwagimetoda  spawania wymiary  próbek [mm] energia  łamania [j] 111 7,5 x 10,0 45 (weld) vwt 0/2 7,5 x 10,0 48 (weld) vwt 0/2 7,5 x 10,0 43 (weld) vwt 0/2 średnia 45,3 7,5 x 10,0 49 (f.l.) vht 0/2 7,5 x 10,0 46 (f.l.) vht 0/2 7,5 x 10,0 51 (f.l.) vht 0/2 średnia 48,6 135 7,5 x 10,0 49 (weld) vwt 0/2 7,5 x 10,0 47 (weld) vwt 0/2 7,5 x 10,0 41 (weld) vwt 0/2 średnia 45,6 7,5 x 10,0 48 (f.l.) vht 0/2 7,5 x 10,0 56 (f.l.) vht 0/2 7,5 x 10,0 52 (f.l.) vht 0/2 średnia 52 w celu oceny poprawności połączeń, a tym samym opracowanej technologii spawania, zestawiono wyniki (tabl. v i vi) wszystkich wykonanych badań z kryterium wskazanym w pn-en iso 15614-1 [7]. z przedstawionego zestawienia wynika, że są spełnione wymagane kryteriów wyników wszystkich badań nieniszczących i niszczących złącza próbnego każda z analizowanych metod spawania została zakwalifikowana, jako dająca pożądaną jakość złącza doczołowego spawanych rur. 89przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 tablica v. wyniki badań nieniszczących złącza próbnego do kwalifikacji technologii spawania i kryteria akceptacji wg pn-en iso 15614-1 [7] table v. non-destructive test connector test results for welding qualification and acceptance criteria acc. pn-en iso 15614-1 [7] rys. 6. wygląd złącza próbnego po badaniu udarności: a) metoda 111, metoda 135 fig. 6. appearance of the test connector after the impact strength test a) method 111, b) method 135 badanie metoda spawania wynik kryterium akceptacji wg en iso 15614-1 wizualne vt 111 poziom jakości b wg pn-en iso 5817 poziom jakości b wg pn-en iso 5817 135 poziom jakości b wg pn-en iso 5817 radiograficzne rt 111 poziom akceptacji 1 wg pn-en iso 5817 poziom akceptacji 1 wg pn-en iso 5817 135 poziom akceptacji 1 wg pn-en iso 5817 penetracyjne pt 111 poziom akceptacji 1 wg pn-en iso 5817 poziom akceptacji 2x wg en iso 23278 poziom akceptacji 1 wg pn-en iso 5817 135 poziom akceptacji 1 wg pn-en iso 5817 poziom akceptacji 2x wg en iso 23278 tablica vi. wyniki badań niszczących złącza próbnego do kwalifikacji technologii spawania i kryteria akceptacji wg pn-en iso 15614-1 [7] table vi. destructive test connector test results for welding qualification and acceptance criteria acc. pn-en iso 15614-1 [7] badanie metoda  spawania wynik kryterium akceptacji wg en iso 15614-1 badanie na rozciąganie poprzeczne 111 rm = 543,71 mpa rm = 532,14 mpa rm nie niższe niż rm dla materiału podstawowego (s420 – rm min. = 470mpa wg en 10025)135 rm = 533,11 mpa rm = 541,08 mpa badanie na zginanie poprzeczne 111 kąt gięcia 180º brak pęknięć i naderwań > 3,0 mm kąt gięcia 180º, brak pęknięć i naderwań > 3,0 mm 135 kąt gięcia 180º brak pęknięć i naderwań > 3,0 mm badanie udarności 111 kv-40ºc vwt 0/2 = 45,3j kv-40ºc vht 0/2 = 48,6j kv w -40 ºc minimalnie 27 j dla s420 135 kv-40ºc vwt 0/2 = 45,6j kv-40ºc vht 0/2 = 52j badanie twardości 111 hv10 = 187÷221 maksymalnie 380 hv10 135 hv10 = 170÷206 badanie makroskopowe 111 poziom jakości b wg pn-en iso 5817 poziom jakości b wg pn-en iso 5817 135 poziom jakości b wg pn-en iso 5817 a) b) 90 przegląd  spawalnictwa vol. 89 5/2017 literatura [1] kuzio t.: kwalifikowanie technologii spawalniczych przez instytut spawalnictwa, biuletyn instytutu spawalnictwa nr 2/2007, s. 50–54. [2] saperski m.: procedura kwalifikowania technologii spawania konstrukcji offshore wg przepisów dnv, biuletyn instytutu spawalnictwa nr 6/2010 s. 57–62. [3] warsz k., czwórnóg b.: wpływ badania i uznawania technologii spawania na jakość i koszty produkcji, biuletyn instytutu spawalnictwa nr 5/2000 s. 36–43. [4] słania j.: plan spawania carg płaszcza obrotowego, przegląd spawalnictwa 2/2011 s. 36–40. [5] słania j.: istota planu spawania, przegląd spawalnictwa 2/2011 s. 3–9. [6] norma pn-cr iso 15608:2002 spawanie – wytyczne systemu podziału materiałów metalowych na grupy. [7] norma pn-en iso 15614-1:2008 specyfikacja i kwalifikowanie technologii spawania metali – badanie technologii spawania – część 1: spawanie łukowe i gazowe stali oraz spawanie łukowe niklu i stopów niklu. podsumowanie i wnioski  próbne złącza doczołowe rur wykonane każdą z metod spawania przedstawionych w pracy posiadało wyniki zadowalające w porównaniu do stawianych im kryterium akceptacji. wyniki badań nieniszczących we wszystkich metodach dały pożądaną jakość złącza doczołowego. natomiast wyniki badań niszczących każdej z metody spełniały kryterium z pewną rezerwą, pozwalającą na pozytywną ocenę własności mechanicznych złączy. w rozpatrywanym przypadku doboru technologii spawania doczołowych złączy rur przewodowych instalacji skroplin turbozespołu upustowo–przeciwprężnego 13 up55, w aspekcie uzyskanej jakości połączeń, obydwie analizowane technologie mogą zostać zastosowane. pozytywny wynik technologii pozwala na wystąpienie certyfikacji procesu spawania do niezależnych jednostek poprzez wydanie protokołu kwalifikacji technologii spawania (wpqr). posiadanie takiej kwalifikacji technologii spawania z punktu widzenia zarządzania jakością jest pożądane. w rozpatrywanym przypadku znacznie skróciłoby proces wytwórczy, bez obaw niespełnienia wymagań związanych ze szczelnością i wytrzymałością. jednak w celu wyboru najkorzystniejszej metody spawania powinno się przyjmować nie tylko kryteria techniczne, ale również ekonomiczne. poprawne określenie tych kryteriów pozwala przygotować produkcję, która umożliwia zapewnienie wymaganej jakości połączeń spawanych oraz wysokiej wydajności, przy kryteriach ekonomicznych. konieczność opracowania tych warunków wynika z wymagań systemu zarządzania i sterowania jakością. [8] http://www.e-spawalnik.pl. [9] zasady kwalifikowania technologii spawania wytyczne 74/p, prs, 2007r. [10] norma pn-en iso 5817:2009 spawanie – złącza spawane ze stali, niklu, tytanu i ich stopów (z wyjątkiem spawanych wiązką). poziomy jakości według niezgodności spawalniczych [11] pn-en iso 6520-1:2009 spawanie i procesy pokrewne – klasyfikacja geometrycznych niezgodności spawalniczych w metalach – część 1: spawanie. [12] pn-en 895:1997 badania niszczące spawanych złączy metali – próba rozciągania próbek poprzecznych. [13] pn-en iso 6892-1:2010 metale – próba rozciągania – część 1: metoda badania w temperaturze pokojowej. [14] pn-en iso 9016:2011 badania niszczące złączy spawanych metali – badanie udarności – usytuowanie próbek, kierunek karbu i badanie. [15] pn-en iso 6507-1:2007 metale – pomiar twardości sposobem vickersa – część 1: metoda badań. 201404_pspaw_8972.pdf 36 przegląd spawalnictwa 4/2014 mariusz prażmowski henryk paul fabian żok zastosowanie technologicznej warstwy pośredniej w układach platerowanych wybuchowo na przykładzie układu cyrkon–stal application of a technological interlayer   in the explosive welding   on the example of zirconium–steel clad streszczenie w pracy przedstawiono wyniki prób związanych z doborem optymalnych parametrów procesu zgrzewania wybuchowego próbnych płyt z cyrkonu zr 700 o grubości 10 mm ze stalą niestopową (p265gh). do badań przygotowano układ bimetalowy zr-stal oraz trimetalowy zr-ti-stal, w którym tytan jest międzywarstwą technologiczną ułatwiającą uzyskanie połączenia. badania prowadzono dla złączy w stanie wyjściowym, tj. bezpośrednio po zgrzewaniu wybuchowym. poddano analizie zmiany strukturalne łączonych blach, ze szczególnym uwzględnieniem charakterystyki granicy połączenia. wykonano badania właściwości mechanicznych otrzymanych platerów, tj. próbę ścinania, odrywania oraz zginania bocznego. systematyczne pomiary rozkładu mikrotwardości umożliwiły analizę zjawiska umocnienia materiału w procesie zgrzewania wybuchowego, zarówno w strefie bezpośrednio przy granicy połączenia, jak i w całym przekroju plateru. analiza uzyskanych wyników pozwoliła na ocenę wpływu zastosowania międzywarstwy technologicznej z czystego technicznie tytanu na jakość uzyskanego połączenia, tj. jego charakterystykę i właściwości wytrzymałościowe. stwierdzono, że w przypadku platerowania cyrkonem o grubości 10 mm zastosowanie międzywarstwy technologicznej pozwala uzyskać połączenie o dobrych właściwościach mechanicznych i optymalnej charakterystyce granicy połączenia. słowa kluczowe: platerowanie, złącza różnorodne abstract the paper presents the results of trials aimed at selecting optimal settings of the explosion welding process of 10 mm thick zirconium (zr 700) plates with carbon steel (p265gh). a bimetal zr-steel and trimetal zr-ti-steel were prepared for testing purposes, where titanium serves as a technological intermediate layer facilitating the bonding. the research was carried out for as-bonded joints, i.e. immediately following explosion welding. structural changes of the joined sheets underwent analysis, particularly focusing on the characteristic of the joint interface. mechanical properties of the obtained cladders were tested with shearing, peel test and lateral bending test. systematic measurements of microhardness distribution enabled analyzing the strengthening of the material resulting from explosion welding both at the bond interface zone and throughout the whole section of the clad. the resulting analysis enabled the assessment of the impact the application of the interlayer of pure titanium had on the quality of the bond, i.e. its characteristic and strength properties. it was established that during explosion welding with 10 mm zirconium the application of the interlayer allows obtaining a joint with good mechanical properties and optimal characteristic of the interface. keywords: explosion welding, dissimilar joints dr mariusz prażmowski – politechnika opolska; prof. dr hab. inż. henryk paul – instytut metalurgii i inżynierii materiałowej pan, kraków; mgr inż. fabian żok – zakład technologii wysokoenergetycznych explomet, opole. autor korespondencyjny/corresponding author: m.prazmowski@po.opole.pl 37przegląd spawalnictwa 4/2014 wstęp rozwój technologii przyjaznych środowisku oraz wzrastające wymogi dotyczące ekonomiki prowadzenia procesów technologicznych nakładają na producentów wyrobów metalowych konieczność poszukiwania nowych kompozycji materiałowych lub też nadania obecnie stosowanym materiałom nowych, lepszych właściwości. wymagania dużej trwałości przy relatywnie niskich kosztach wytworzenia narzucają stosowanie metali reaktywnych (aluminium, tytan, cyrkon, tantal itp.), jak również ich stopów, jako warstw nakładanych w procesie wybuchowego platerowania stali. aparaty stosowane w inżynierii procesowej, np. wymienniki ciepła lub reaktory, zawierają elementy (np. ściany sitowe), które wymagają stosowania warstwy nakładanej o relatywnie „dużej grubości”. o ile technologia platerowania blachami o grubości poniżej 8 mm jest dobrze rozpoznana [1÷3], to platerowanie tzw. grubymi blachami wymaga indywidualnego podejścia do każdego przypadku. w wielu sytuacjach podczas platerowania tego typu układów wymagane jest stosowanie międzywarstwy technologicznej z innego materiału niż materiały łączone. w przypadku blach o dużej powierzchni i grubości przekraczającej 8 mm nałożenie większej masy wymaga użycia większej ilości materiału wybuchowego, czego negatywnym skutkiem może być wzrost parametrów procesu (prędkości detonacji) i tym samym wytworzenie się w złączu większej ilości warstwy przetopionej oraz silniejsze umocnienie materiału nakładanego w obszarze złącza. konieczność stosowania międzywarstwy technologicznej związana jest także z właściwościami łączonych materiałów, które nie odgrywają większej roli w przypadku technicznie czystych metali, ale są kluczowe w przypadku stopów, np. stopów tytanu. wyniki wstępnych prób pokazują, że połączenie tytanu gr. 12 ze stalą bez zastosowania międzywarstwy technologicznej nie jest możliwe lub będzie wykazywało niewystarczające właściwości mechaniczne, nawet dla blachy o grubości 4 mm. w tym przypadku kluczowym zagadnieniem jest minimalizacja efektu umocnienia w obszarze połączenia. w prezentowanej pracy podjęto problematykę platerowania stali niestopowej cyrkonem o grubości 10 mm. analizowano jeden układ bimetalowy cyrkon-stal oraz dwa układy trimetalowe z zastosowaniem międzywarstwy technologicznej z czystego technicznie tytanu. układy próbne zostały wykonane przez ztw explomet opole przy zastosowaniu różnych parametrów procesu (prędkości detonacji i odległości początkowej pomiędzy łączonymi blachami). przedstawiono wyniki badań mechanicznych i strukturalnych strefy złącza ze szczególnym uwzględnieniem charakterystyki granicy połączenia. techniki badawcze materiał do badań w ramach realizowanej pracy podjęto próby wykonania układów warstwowych cyrkon-stal węglowa spajanych metodą zgrzewania wybuchowego. materiałem nakładanym był cyrkon zr 700 o grubości 10 mm, natomiast podstawowym stal p265gh o grubości 25 mm i 14 mm. skład chemiczny oraz właściwości mechaniczne obydwóch materiałów przedstawiono w tablicach i i ii. proces spajania realizowano w dwóch wariantach. w pierwszym przypadku podjęto próby wykonania bimetalu w układzie cyrkon-stal bez zastosowania międzywarstwy technologicznej. w wyniku przeprowadzonych prób zgrzewania wybuchowego uzyskano próbkę (a), dla której nastąpiło trwałe połączenie na powierzchni ok. 30÷40% wykonanej płyty próbnej. materiał c fe h o zr + hf n zr 700 0,004 0,06 (fecr) < 0,003 0,067 > 99,2 < 0,002 ti gr.1 0,020 0,02 0,010 0,070 – < 0,01 c mn si p s ni cr mo al n nb p265gh 0,147 0,959 0,260 0,011 0,006 0,030 0,022 0,005 0,051 0,004 0,008 tablica i. skład chemiczny łączonych blach wg atestu dostawcy, % wag. table i. the chemical composition of joined metal sheets, as per the supplier’s certificate, wt.% materiał granica wytrzymałości rm, mpa granica plastyczności r0,2, mpa wydłużenie a, % zr 700 308 150 38,0 p 265 gh 467 346 25,6 ti gr.1 340 240 36,0 tablica ii. właściwości mechaniczne blach stalowych w stanie wyjściowym wg atestu dostawcy table ii. mechanical properties of steel plates as per the manufacturer’s certificate 38 przegląd spawalnictwa 4/2014 tablica iii. oznaczenie płyt bimetalowych (zr700 / p265gh) i trimetalowych (zr700 / ti gr.1 / p265gh) oraz parametry procesu table iii. denominations of bimetal (zr700 / p265gh) and trimetal (zr700 / ti gr.1 / p265gh) plates and process parameters nr próbki materiał nakładany g = 10 mm technologiczna warstwa pośrednia g = 2 mm materiał podstawowy g prędkość detonacji vd m/s odległość płyt h, mm a zr 700 x p265gh (g=25mm) 1900 15 b zr 700 ti gr. 1 p265gh (g=14mm) 2500 4/10 c zr 700 ti gr. 1 p265gh (g=14mm) 2500 4/15 ponieważ otrzymane wyniki były niezadowalające, podjęto próbę wykonania układu 3-warstwowego z technologiczną międzywarstwą wykonaną z tytanu (ti gr.1) o grubości 2 mm (próbki b i c). układ ten (dla którego uzyskano poprawne połączenie) wykonano w dwóch etapach. w pierwszym wykonano połączenie w układzie: technologiczna międzywarstwa (ti gr.1) i materiał podstawowy (stal). w drugim wykonany bimetal połączono z materiałem nakładanym (cyrkon zr 700, grubość 10 mm). parametry procesu oraz oznaczenie układów przedstawiono w tablicy iii. w obydwu przypadkach płyty próbne, o wymiarach 300 x 500 mm, wykonano w układzie równoległym. zastosowano prędkości detonacji vd w dolnym zakresie parametrów, tj. 1900÷2500 m/s. w przypadku układów trójwarstwowych zastosowano zróżnicowane parametry odległości h pomiędzy łączonymi blachami. w obydwu przypadkach podczas spajania materiału podstawowego (stal) z materiałem międzywarstwy technologicznej (tytan) odległość wynosiła 4 mm. spajanie materiału nakładanego (cyrkon) z przygotowanym bimetalem ti-stal przeprowadzono, stosując dwie odległości początkowe: dla próbki b wynosiła ona 10 mm, natomiast dla próbki c, podobnie jak w przypadku próbki a, odległość ta była równa 15 mm. badania ciągłości złącza i właściwości mechanicznych dla wykonanych układów próbnych jakość otrzymanego połączenia analizowano przez wykonanie zarówno badań nieniszczących, jak i testów niszczących zgodnych z pn-en 13445-2 [4]. przytoczona norma nakazuje wykonanie badań ciągłości złącza z wykorzystaniem metod ultradźwiękowych oraz badania właściwości mechanicznych i technologicznych obejmujących próbę ścinania, odrywania, rozciągania oraz gięcia poprzecznego. do badań właściwości mechanicznych wykorzystano tylko materiał z tych prób, dla których wielkość połączonej powierzchni umożliwiała jego pobranie. widok płyty zgrzewanej wybuchowo z zaznaczonym miejscem pobrania próbek do badań mechanicznych przedstawiono na rysunku 1. badania ultradźwiękowe badania ultradźwiękowe wykonano zgodnie z astm a 578/a 578m-96 [5] i pn-en 10160-1 [6] na powierzchni płyty zgrzewanej wybuchowo od strony materiału nakładanego. pomiarem została objęta cała powierzchnia plateru zarówno bezpośrednio po zgrzewaniu, jak i po operacji prostowania. badania wykonano przy użyciu defektoskopu ultradźwiękowego starmans dio 652lc z głowicą ultradźwiękową podwójną mseb 4 o średnicy przetwornika 10 mm. jako środek sprzęgający stosowano roztwór koloidalny skrobi. w zależności od rodzaju badanego układu (grubość materiału podstawowego, układ dwuczy trójwarstwowy) stosowano różne zakresy pomiarowe sb (50÷75 mm) oraz wzmocnienie rejestracji vr (od 6÷38 db). wartości parametrów sb i vr dla poszczególnych układów zamieszczono w tablicy iv. do badań wykorzystywano metodę echa dna. oznaczenie identyfikowanych obszarów nieciągłości przedstawiono na rysunku 2, a uzyskane wyniki w tablicy iv. rys. 1. płyta bimetalowa z miejscem pobrania próbek do badań mechanicznych: wytrzymałość na ścinanie – rs, wytrzymałość na odrywanie – ro fig. 1. bimetal plate showing the spot of sampling for mechanical tests: shearing resistance – rs, peeling resistance – ro oznaczenie materiał nakładany + przekładka + podstawowy sb mm vr db wymiary płyt mm wymiary nieciągłości mm g1+g2+g3 a x b c d e f g a zr 700+ p265 gh 75 6 25 + 10 460 x 260 70 20 20 160 0 b zr 700+ti gr.1 + p265 gh 50 38 14 + 2 + 10 495 x 305 35 35 30 50 70 c zr 700+ti gr.1 + p265 gh 50 38 14 + 2 + 10 495 x 305 30 20 45 150/45 80 tablica iv. parametry oraz wyniki badań ultradźwiękowych ciągłości połączenia table iv. parameters and ultrasonic test results of the joint continuity 39przegląd spawalnictwa 4/2014 technologiczna próba gięcia w przypadku materiałów warstwowych przepisy nie dopuszczają rozwarstwienia w strefie połączenia, stąd też kolejną próbą przewidzianą w normach (pn-en 13445-2 [4]), mającą na celu ocenę jakości granicy połączenia była próba zginania bocznego. do badań zastosowano próbki płaskie o przekroju 10 x g mm i długości 200 mm, pobrane prostopadle do kierunku propagacji fali detonacyjnej. całkowita grubość g jest sumą grubości blachy nakładanej g1, grubości technologicznej międzywarstwy g3 (w przypadku układów trójwarstwowych) oraz grubości materiału podstawowego g2. próbki poddano zginaniu o kąt 180o, na trzpieniu o średnicy d = 40 mm, według schematu przedstawionego na rysunku 3a. próbę tę przeprowadzono dla wszystkich badanych platerów. przykłady próbek po wykonanym badaniu na zginanie przedstawiono na rysunku 3b. rys. 2. oznaczenie obszarów nieciągłości w badanych platerach: obszar szary (c, d, e, f) – strefa tzw. marginesu technologicznego, g – obszar nieciągłości związany z punktem pobudzenia, fa i fb – nieciągłości w obszarze prawidłowego połączenia fig. 2. marking of discontinuity regions in the tested clad: grey area (c, d, e, f) the region of so called working margin, g – discontinuity region linked to the initiation point, fa and fb – discontinuities in the ‚correct’ joint area badanie wytrzymałości na ścinanie w celu oceny wytrzymałości złącza przeprowadzono próbę ścinania zgodnie z astm b 898-11 [7]. próbki do badań pobrano w taki sposób, aby płaszczyzna ścinania była równoległa do kierunku propagacji fali detonacyjnej, a następnie wykonano je zgodnie z en 13445-2 [4]. kształt i wymiary próbek przedstawiono na rysunku 4a. próbki z układów dwui trójwarstwowych wykonano przez frezowanie warstwy nakładanej oraz materiału podstawowego, przy czym w przypadku układów trójwarstwowych badania realizowano w dwóch wariantach. w pierwszym przypadku prowadzono próbę ścinania na granicy: materiał nakładany-technologiczna międzywarstwa, w drugim: technologiczna międzywarstwa-materiał podstawowy. schemat realizacji próby ścinania przedstawiono na rysunku 4b, natomiast efekt końcowy (próbka ścięta) na rysunku 4c. próbę prowadzono do całkowitego rozdzielenia materiału, rejestrując maksymalną siłę, przy której to nastąpiło. wytrzymałość na ścinanie wyznaczono z zależności (1): rs = fmax kn (1) s , mm2 dodatkowo dla każdej próbki przeprowadzono obserwacje makroskopowe mające na celu określenie miejsca ścinania. rys. 3. próba zginania bocznego: a) schemat badania, b) bimetal cyrkon-stal po próbie fig. 3. lateral bending test: a) test chart, b) bimetal zirconium-steel after the test rys. 4. próba ścinania: a) kształt i wymiary próbki, b) schemat próby, c) próbka po badaniu fig. 4. shearing test: a) shape and dimensions of the sample, b) schematic presentation of the test c) sample after the test a) b) c) 40 przegląd spawalnictwa 4/2014 badanie wytrzymałości na odrywanie przewidziana przez normę próba zginania może być w wielu przypadkach obarczona dużym błędem, co wynika z falistego charakteru połączenia. dlatego w celu oceny odporności na rozwarstwienie dodatkowo przeprowadzono próbę odrywania i określenia wartości ro. kształt i wymiary próbki oraz sposób przeprowadzenia próby odrywania przedstawiono na rysunku 5. w przypadku układów trójwarstwowych badania realizowano w dwóch wariantach. w pierwszym przypadku prowadzono próbę odrywania na granicy: materiał nakładany–technologiczna międzywarstwa, w drugim: technologiczna międzywarstwa–materiał podstawowy. w przypadku tej próby również obserwowano (makroskopowo) miejsce, w którym nastąpiło oderwanie. najczęściej dla bimetali o dużej wytrzymałości miejsce zniszczenia jest ulokowane w materiale nakładanym lub podstawowym, tzn. w materiale o mniejszej wytrzymałości. zniszczenie próbki na granicy połączenia świadczy o niskich właściwościach wytrzymałościowych badanego plateru. na rysunku 5b przedstawiono przykład próbki, która uległa zerwaniu na granicy połączenia. podczas próby odrywania realizowanej według schematu przedstawionego na rysunku 5b rejestrowano wartość siły maksymalnej fmax przy której nastąpiło zniszczenie próbki. wartość wytrzymałości na odrywanie ro wyznaczono z zależności (2). ro = fmax kn (2) s , mm2 rys. 5. próba odrywania: a) kształt i wymiary próbki, b) schemat próby, c) próbki po badaniach fig. 5. peel test: a) shape and dimensions of the sample, b) schematic presentation of the test c) the view of the sample after the test badanie wytrzymałości na rozciąganie kolejną standardową próbą badania jakości blach platerowanych jest próba wytrzymałości na rozciąganie. przeprowadzono ją na próbkach o kształcie i wymiarach przedstawionych na rysunku 6. wartość wytrzymałości na rozciąganie, dla każdego z układów, określono na podstawie wartości średniej z trzech prób. dla układów bii trimetalowych wykonano próbki o wymiarach g x 10 x 2 mm, w których wymiar g jest sumą grubości materiałów łączonych. (rys. 6a). przewężenie próbki wykonano za pomocą frezu walcowego o średnicy φ6 mm z promieniem naroża r = 1 mm. próby wytrzymałości na rozciąganie rm przeprowadzono na maszynie wytrzymałościowej instron 3382 (maks. zakres obciążenia głowicy – 100 kn) według schematu pokazanego na rysunku 6b. rys. 6. próba wytrzymałości na rozciąganie rm: a) kształt i wymiary próbki, b) schemat badania fig. 6. tensile strength test: a) shape and dimensions of the sample, b) schematic presentation of the test badanie makroskopowe granicy połączenia – mikroskopia optyczna z blach wyjściowych oraz z układów po zgrzewaniu pobrano materiał do badań mikroskopowych. w przypadku platerów zgłady metalograficzne wykonano na przekroju prostopadłym do powierzchni blachy oraz równolegle do kierunku przemieszczania się fali wybuchu. zgłady przygotowano przez szlifowanie i polerowanie mechaniczne (papiery ścierne oraz pasty diamentowe o zmniejszającej się gradacji), a następie polerowano je i trawiono elektrolitycznie na polerce lectropol 5 z zastosowaniem elektrolitu a3 firmy struerstm. tak przygotowane zgłady poddano obserwacjom przy użyciu mikroskopu optycznego olympus ix 70. w badaniach tych analizowano zmiany strukturalne, jakie następują w strukturze łączonych materiałów, oraz scharakteryzowano parametry opisujące granicę połączenia, które posłużyły także do ilościowego ujęcia udziału warstwy przetopień na linii złącza. w celu określenia charakterystyki granicy rozdziału łączonych płyt przeprowadzono pomiary długości linii złącza (l), wysokości (h) i długości (n) fali oraz pola powierzchni przetopień (pi) (rys. 7). na podstawie uzyskanych średnich wartości tych parametrów określono za a) a) b) b) 41przegląd spawalnictwa 4/2014 pomocą równania (3) współczynnik rgp określający tzw. równoważną grubość przetopień. rgp = σ n l pi , μm i = 1 gdzie: pi – powierzchnia obszarów przetopionych [μm2], l – długość linii złącza [μm] rys. 7. podstawowe parametry złącza: h – wysokość fali, l – długość linii złącza, n – długość fali, p – pole powierzchni przetopień fig. 7. basic bond parameters: h – wave height, l – length of the bond line, n – wave length, p – fusion surface area badanie mikrotwardości zmiany w rozkładzie umocnienia w poszczególnych warstwach w pobliżu strefy połączenia, na przekroju wzdłużnym łączonych płyt, analizowano drogą systematycznych pomiarów mikrotwardości metodą vickersa, z wykorzystaniem mikrotwardościomierza leco mht series 200. pomiary wykonywane były wzdłuż linii prostopadłej do granicy połączenia (3 serie), wg schematu pomiarowego przedstawionego na rysunku 8a – dla bimetali i rysunku 8b – dla układów trójwarstwowych. odciski wykonywano od granicy połączenia, poza obszarami przetopień, lokalizując pierwszy pomiar w odległości 0,02 mm od dna fali dla każdego z materiałów układu. badania przeprowadzono zgodnie z wytycznymi w iso 6507-3:1996 [8], stosując obciążenie 50 g. przedstawione w pracy wyniki są wartością średnią z trzech równoległych pomiarów. analiza wyników pomiarów obserwacje strukturalne obserwacje mikrostruktury przeprowadzono z wykorzystaniem mikroskopii świetlnej. na rysunku 9a przedstawiono strukturę blachy zr700 (na przekroju wzdłużnym) w stanie wyjściowym, tj. przed procesem spajania. dobrze uwidoczniono, że materiał ten charakteryzuje się w przybliżeniu równoosiową strukturą ‘ukierunkowanych pakietów’ o wielkości 70÷170 µm, składających się z ziaren fazy α. na rysunku 9b przedstawiono strukturę materiału podstawowego, tj. stali niestopowej p265gh przed procesem zgrzewania. materiał ten charakteryzował się układem równoosiowych ziaren o wielkości z zakresu 4÷11 µm dla perlitu oraz 10÷20 µm dla ferrytu. w przypadku perlitu możemy zaobserwować pasmowy układ rozdrobnionych ziaren, typowy dla materiałów po przeróbce plastycznej na gorąco. materiał technologicznej rys. 8. schemat pomiaru twardości z podanymi wartościami odległościami pomiędzy punktami pomiarowymi dla: a) bimetalu, b) trimetalu fig. 8. the scheme of microhardeness measurements with distances provided between points for: a) bimetal and b) trimetal międzywarstwy (ti gr. 1) również charakteryzował się strukturą równoosiowych ziarnem fazy ti – α o wielkości z zakresu 20÷40 µm (rys. 9c). mikrostruktura blach przed procesem zgrzewania wybuchowego charakteryzowała się stanem w pełni zrekrystalizowanym. dla układów platerowanych cyrkonem o grubości 10 mm, do których zastosowano technologiczną międzywarstwę z czystego technicznie tytanu, przeprowadzono analizy charakterystyki granicy połączenia zr-ti oraz ti-stal (próbki b i c). dla układu a (połączenie bez warstwy technologicznej) wyznaczono charakterystykę złącza zr-stal. szczegółowe wyniki pomiarów przedstawiono w tablicy v. analiza otrzymanych wyników wykazała, że dla układu cyrkon-stal, bez technologicznej międzywarstwy, uzyskano połączenie o współczynniku rgp na poziomie 0,52 µm, co świadczy o niewielkim udziale obszarów przetopionych. przekłada się to na wysokie właściwości wytrzymałościowe bimetalu. w przypadku próbki a otrzymano najmniejsze z trzech analizowanych a) b) 42 przegląd spawalnictwa 4/2014 rys. 9. struktura materiałów w stanie wyjściowym: a) cyrkon zr 700 – obraz w świetle spolaryzowanym, b) stal p265 gh, c) tytan ti gr.1 fig. 9. the initial microstructure of: a) zr 700 – polarized light image, b) steel p265gh, c) titanium ti gr. 1 nr próbki długość linii złącza l, mm średnia wysokość fali h, mm średnia długość fali n, mm sumaryczne pole powierzchni przetopień p, mm2 równoważna grubość przetopień rgp mm granica połącznia a 11 143 61 662 5 791 0,52 zr-stal b 16 795 231 1 032 16 918 1,01 zr-ti 13 139 95 669 59 165 4,50 ti-stal c 21 831 300 1 122 70 788 3,25 zr-ti 11 492 81 525 73 549 6,40 ti-stal tablica v. parametry granicy połączenia w układach platerowanych cyrkonem o grubości 10 mm table v. parameters of the joint interface in 10mm zirconium clad structures przypadków parametry złącza – średnia długość fali wynosi 662 µm, a amplituda 61 µm. zastosowanie międzywarstwy technologicznej i wzrost prędkości detonacji o 30% (próbka c), przy takiej samej odległości początkowej 15 mm, spowodowało wzrost parametrów fali. w próbce c długość fali wzrosła o 70%, natomiast wysokość 4,5-krotnie (z 61 µm do 300 µm) w stosunku do próbki b. obserwujemy również wzrost udziału warstwy przetopionej w złączu od wartości rgp = 0,52 µm dla próbki b do rgp = 3,25 µm dla próbki c, jednak wartość ta jest akceptowalna z punktu widzenia jakości połączenia. w przypadku trimetali (b i c) można zaobserwować, że wraz ze wzrostem odległości początkowej pomiędzy blachą z cyrkonu a płytą ti-stal, wzrastają parametry fali formującej się na granicy połączenia zr-ti. zwiększenie odległości o 50% (z h = 10 mm do h = 15 mm) spowodowało 30% wzrost amplitudy fali oraz 3-krotne zwiększenie udziału obszarów przetopionych w złączu (wzrost wartości współczynnika rgp z 1,1 µm dla próbki b do 3,25 µm dla próbki c). jednak, największy udział obszarów przetopionych zanotowano na granicy połączenia ti-stal, tj. rgp = 4,5 µm. wzrost współczynnika rgp determinował obniżenie wytrzymałości połączenia. potwierdzono to w próbie odrywania (zniszczenie próbki nastąpiło na granicy ti-stal). na rysunkach 10a÷10c przedstawiono zdjęcia mikroskopowe strefy połączenia analizowanych układów. badania właściwości mechanicznych w przypadku układów platerowanych blachą cyrkonową o grubości 10 mm można zauważyć, że zarówno połączenie uzyskane bez zastosowania międzywarstwy technologicznej (próbka a), jak również układy z międzywarstwą technologiczną z czystego technicznie tytanu (próbki b i c) osiągnęły wysokie właściwości wytrzymałościowe. testy przeprowadzono w próbach wymaganych przez normę dla materiałów zgrzewanych wybuchowo, tj. wytrzymałość na ścinanie rs i odrywanie ro. we wszystkich przypadkach zniszczenie materiału nastąpiło w miejscu połączenia. w próbie odrywania ro, dla układów trójwarstwowych słabsza okazała się granica połączenia tytan-stal, 43przegląd spawalnictwa 4/2014 lecz w obydwu przypadkach jej wytrzymałość przekraczała 350 mpa. w próbie ścinania większą wytrzymałość wykazało połączenie tytan-stal; wartości rs dla próbek b i c wyniosły ok. 470 mpa. w obydwu przypadkach podczas łączenia materiału podstawowego z międzywarstwą technologiczną z tytanu zastosowano jednakową odległość początkową h = 4 mm (pierwszy akt strzałowy). w drugim akcie strzałowym łączono materiał nakładany (zr700) z wcześniej przygotowanym bimetalem (ti-stal). w tym przypadku zastosowano dwie odległości początkowe pomiędzy łączonymi płytami. w przypadku próbki b odległość ta wynosiła 10 mm, natomiast dla próbki c zastosowano odległość równą 15 mm. dla tak dobranych odległości zaobserwowano rys. 10. charakterystyka strefy połączenia bii tri-metali platerowanych cyrkonem o grubości 10 mm: a) obraz granicy połączenia zr-stal – próbka a, b) granica połączenia zr-ti oraz ti-stal – próbka b, c) obszar połączenia zr-ti i ti-stal – próbka c fig. 10. the characteristics of the bond zone of biand trimetals cladded with 10 mm zirconium: a) image showing microstructure of the zr-steel joint interface – sample a, b) zr-ti and ti-steel bond interface – sample b, c) bond zone zr-ti and ti-steel – sample c podobną tendencję, jak w przypadku układów bimetalowych. dla większej odległości początkowej (próbka c) zanotowano wyższą wytrzymałość na ścinanie rs = 450 mpa, natomiast dla odległości mniejszej (próbka b) wartość ta wynosiła rs = 380 mpa, co daje 20% spadek wytrzymałości. szczegółowe wartości wytrzymałości uzyskane dla poszczególnych układów przedstawiono w tablicy vi. pomiary mikrotwardości zmiany w rozkładzie umocnienia analizowano przez pomiar mikrotwardości w strefie złącza (do 0,5 mm od granicy złącza) na przekroju prostopadłym do powierzchni połączenia i równoległym do kierunku propagacji frontu detonacji. pomiary wykonano przy obciążeniu 50g. zmiany mikrotwardości odniesiono do zmierzonej średniej wartości mikrotwardości stali, tytanu i cyrkonu przed aktem strzałowym (linia kreskowa na rys. 11). na rysunku 11a przedstawiono zmiany mikrotwardości w strefie połączenia w obszarze materiału podstawowego (stal). analiza otrzymanych wyników wskazuje na znaczący wzrost twardości w stosunku do twardości stali (177 hv0,05) przed procesem zgrzewania. w przypadku płyty trimetalowej (b i c) wzrost twardości wyniósł ok. 45%, natomiast twardość stali w bimetalu (a) wzrosła o 30% w stosunku do twardości blachy stalowej przed połączeniem (rys. 11c). rozkład twardości w obszarze technologicznej międzywarstwy pozwala na stwierdzenie, że umocnienie w strefie połączenie, dla obu badanych próbek b i c, w obszarze ti-stal (rys. 11a) i zr-ti (rys. 11b) jest na podobnym poziomie i wynosi średnio 230 hv0,05, co daje 25% wzrost w stosunku do twardości blachy tytanowej w stanie przed spojeniem (185 hv0,05). w przypadku materiału nastrzeliwanego (zr700) odnotowano wzrost twardości dla wszystkich trzech analizowanych przypadków (rys. 11b i 11c). w przypadku układów trimetalowych twardość cyrkonu w bezpośredniej bliskości granicy połączenia jest na takim samym poziomie (ok. 230 hv0,05), jak twardość tytanu w analizowanej strefie połączenia zr-ti (rys. 11b). analiza rysunku 11c wykazała, że umocnienie w materiale nakładanym układu bimetalowego (a) jest nieznacznie mniejsze niż w przypadku układów z międzywarstwą technologiczną i wynosi 220 hv0,05. tablica vi. właściwości mechaniczne układów z cyrkonem o grubości 10 mm wyznaczone w próbach ścinania rs, odrywania ro oraz rozciągania rm table vi. mechanical properties of 10 mm zirconium cladders determined in shearing rs, peeling ro and tensile rm tests nr próbki wytrzymałość na ścinanie rs, mpa miejsce ścięcia próbki wytrzymałość na odrywanie ro, mpa miejsce oderwania próbki wytrzymałość na rozciąganie rm, mpa a 393 złącze 411 złącze 453 b 380 476 złącze (zr-ti) złącze (ti-stal) 366 złącze (ti-stal) 466 c 458 471 złącze (zr-ti) złącze(ti-stal) 382 złącze (ti-stal) 252 44 przegląd spawalnictwa 4/2014 rys. 11. zmiany mikrotwardości w strefie połączenia: a) cyrkon-tytan – trimetal b i c, b) tytan-stal – trimetal b i c, c) cyrkon-stal bimetal a. pomiary w odległości 0.5 mm od granicy złącza. obciążenie 50g fig. 11. microhardness changes of the bonding zone: a) zirconium-titanium – trimetal b and c, b) titanium-steel – trimetal b and c, c) zirconium-steel – bimetal a. measurement 0.5 mm from the bond boundary). load 50g wnioski w pracy poddano analizie strukturę strefy połączenia oraz właściwości bimetalu cyrkon-stal oraz trimetalu cyrkon-tytan-stal, wykonanych technologią zgrzewania wybuchowego, o wyjściowej grubości materiału nastrzeliwanego (zr700) równej 10 mm. przeprowadzone badania pozwalają na sformułowanie następujących wniosków: – zastosowanie międzywarstwy technologicznej z czystego tytanu w układach cyrkon-stal zgrzewanych wybuchowo umożliwia otrzymanie ciągłego połączenia podczas platerowania cyrkonem o grubości 10 mm. – we wszystkich analizowanych przypadkach otrzymano platery o falistej granicy połączenia i zróżnicowanych parametrach fali. połączenie o największej amplitudzie i długości fali uzyskano w przypadku próbek trimetalowych, na granicy materiał nakładany (zr700) – międzywarstwa technologiczna (ti gr.1). parametry granicy połączenia bimetalu (zr700-p265) oraz trimetalu (ti gr.1-p265) miały zbliżone wartości (długość i wysokość fali). – udział warstwy przetopionej w złączu (współczynnik rgp) we wszystkich analizowanych przypadkach był na akceptowalnym poziomie. najniższą wartość zanotowano dla układu bimetalowego, natomiast największe dla trimetali, na granicy połączenia: warstwa technologiczna-materiał podstawowy. – w analizowanych układach platery o optymalnej charakterystyce granicy połączenia oraz odpowiednio wysokich właściwościach wytrzymałościowych otrzymano przy niskich prędkościach detonacji i małych odległościach początkowych między łączonymi blachami. – w przypadku wszystkich wykonanych platerów zaobserwowano umocnienie zarówno w materiale nakładanym, jak i podstawowym oraz w technologicznej międzywarstwie. umocnienie występowało w całym analizowanym obszarze (do 0,5 mm od granicy połączenia zr-stal, oraz zr-ti i ti-stal), przy czym największe wartości odnotowano bezpośrednio przy granicy. literatura [1] blazynski t.z. , explosive welding, forming and compaction, applied science publishers ltd, new york, 1983. [2] prażmowski m., paul h.: the effect of stand-off distance on the structure and properties of zirconium – carbon steel bimetal produced by explosion welding, archives of metallurgy and materials, vol. 57, issue 4, pp. 1201÷1210. [3] paul h., prażmowski m., morgiel j., faryna m., skuza w.: przemiany fazowe w strefie połączenia blach zgrzewanych wybuchowo, rudy i metale nieżelazne r 58/2013, nr 11 s. 611÷614. [4] pn-en 13445-2 nagrzewane płomieniem zbiorniki ciśnieniowe – część 2 materiały. pkn, 2009. [5] astm a 578/a 578m-96, standard specification for straightbeam ultrasonic examination of plain and clad steel plates for special applications, astm standard, 1996. [6] pn-en 10160 badania ultradźwiękowe wyrobów stalowych płaskich grubości równej lub większej niż 6mm (metoda echa), pkn 2010. [7] astm b 898-11, standard specification for reactive and refractory metal clad plate. book of astm standards, vol. 02.04, 2011. [8] pn-iso 6507-3 pomiar twardości sposobem vickersa poniżej hv 0.2 (mikrotwardość), pkn, 2000. ps 12 2017 www.pdf 17przegląd  spawalnictwa vol. 89 12/2017 klasa bezpieczeństwa i wymagania asme i rcc-m   dotyczące armatury i rurociągów podczas budowy  pierwszej elektrowni jądrowej w polsce  safety class and requirements of asme and rcc-m codes for valves and piping during the building of the first nuclear power plant in poland dr inż. jerzy niagaj, prof. nzw., iwe – instytut spawalnictwa. autor korespondencyjny/corresponding author: jerzy.niagaj@is.gliwice.pl streszczenie krótko scharakteryzowano armaturę i rurociągi w elektrowniach jądrowych oraz ich podział na klasy bezpieczeństwa w oparciu o zalecenia iaea oraz wymagania przepisów asme i rcc-m. słowa kluczowe: elektrownia jądrowa; rurociąg; klasa bezpieczeństwa; spawanie; asme; rcc-m abstract piping systems in nuclear power plants (npps) and their safety class classification acc. to iaea safety standards and requirements of asme and rcc-m codes are shortly presented. keywords: nuclear power plant; piping; safety class; welding; asme; rcc-m wprowadzenie rurociągi technologiczne (piping) oraz towarzysząca im armatura w każdym zakładzie przemysłowym są niczym układ krwionośny w ciele człowieka. dzięki instalacjom rurowym o różnym przeznaczeniu składającym się z rur, wsporników lub zawieszeń (pipe suport systems) oraz zaworów (valves) i pomp (pumps) możliwa jest praca zarówno prostych urządzeń technicznych, jak i skomplikowanych zakładów produkcyjnych w wielu dziedzinach gospodarki, w tym energetyce jądrowej. układy rurowe są przeznaczone głównie do transportu gazu, pary lub cieczy oraz pracują w bardzo różnych warunkach środowiskowych, często w atmosferach lub środowiskach silnie korozyjnych. rurociągi i odpowiednia armatura powinny ponadto zapewniać niezawodną pracę urządzeń technologicznych przy skrajnie różnych parametrach, np. w temperaturach ujemnych lub podwyższonych, przy oddziaływaniu podwyższonego ciśnienia (nadciśnienie) lub w próżni (podciśnienie). w związku z dużym znaczeniem instalacji rurociągowych w każdym układzie produkcyjnym, zasady ich projektowania, wytwarzania i odbioru podlegają znormalizowaniu, np. w oparciu o wymagania ped, asme lub norm serii en, en iso, api, norsok itd., co zależy od branży przemysłowej oraz kraju, w którym te rurociągi i armatura będą eksploatowane. elektrownia jądrowa jest szczególnym obiektem przemysłowym. specyfika jej pracy polega na tym, że do wytwarzania jerzy niagaj przeglad welding technology review pary zasilającej turbinę, która generuje prąd elektryczny, stosuje się ciepło powstające w wyniku przebiegu reakcji jądrowej (rozszczepiania jąder atomowych). fakt ten powoduje, że zasady projektowania, wytwarzania i odbioru urządzeń, rurociągów i armatury, które są istotne z punktu widzenia bezpieczeństwa jądrowego, są ujęte w specjalnych przepisach i normach, w tym m.in. w przepisach asme section iii [1] lub afcen rcc-m [2]. poniżej przedstawiono krótką charakterystykę instalacji rurociągowych w niektórych aktualnie budowanych na świecie elektrowniach jądrowych oraz omówiono ich klasyfikacje w zależności od wpływu na bezpieczeństwo. klasyfikacja rurociągów i armatury  w elektrowniach jądrowych  jak już wspomniano, elektrownia jądrowa jest szczególnym obiektem technicznym, w którym wiele podstawowych urządzeń i układów technologicznych powinny zapewniać bezpieczną pracę w obecności źródła promieniowania. niektóre układy elektrowni nie mają jednak wpływu na bezpieczeństwo jądrowe, np. wiele zbiorników, rurociągów, zaworów i pomp wyspy turbinowej (konwencjonalnej). doi: http://dx .doi .org/10 .26628/ps .v89i12 .841 18 przegląd  spawalnictwa vol. 89 12/2017 w związku z powyższym rozróżnia się dwie główne grupy konstrukcji, układów (systemów) i komponentów elektrowni jądrowych (structures, systems and components (ssc)): związane z bezpieczeństwem jądrowym (safety-related) i niezwiązane z tym bezpieczeństwem (non safety-related). w języku angielskim ostatnia grupa urządzeń i układów może być także opisywana jako: non-nuclear lub non-code lub no class lub unclassified lub non-safety (ns) lub not classified (nc) . urządzenia i układy technologiczne elektrowni jądrowych zaliczane do grupy związanej z bezpieczeństwem jądrowym nie zawsze pełnią jednak podobne funkcje oraz pracują w takich samych warunkach, a co za tym idzie, mogą stwarzać podobne ryzyko. w związku z powyższym wszystkie kody i przepisy jądrowe, w tym ww. asme i afcen, zawierają wymagania w zakresie projektowania, wytwarzania i odbioru urządzeń ciśnieniowych, układów rurociągowych i armatury w zależności od klasy bezpieczeństwa (safety-related classification). w chwili obecnej przepisy działające w większości krajach posiadających elektrownie jądrowe zakładają podział na trzy klasy bezpieczeństwa: class 1, 2 oraz 3, gdzie class 1 obejmuje scc, których awaria może wywołać najbardziej poważne skutki dla osób i otoczenia. w niektórych krajach może wystąpić inne oznaczenie klas bezpieczeństwa lub inna ich ilość, ale zdarza się to rzadko. tak w finlandii do 2013 roku istniał podział na cztery klasy bezpieczeństwa class 1, 2, 3, 4 oraz class eyt (dla konwencjonalnych urządzeń ciśnieniowych). podstawą takiej klasyfikacji były wcześniejsze wytyczne international atomic energy agency (iaea). podział na cztery klasy, a nie trzy, jak w asme lub afcen, powodował określone trudności praktyczne. w 2013 roku przepisy fińskie zostały zaktualizowane w taki sposób, że obecny podział na klasy bezpieczeństwa w finlandii jest podobny do rekomendowanego przez nowe wytyczne iaea oraz stosowanego w asme section iii i afcen rcc-m, a mianowicie: class 1, 2, 3. klasa eyt (non-nuclear safety), podobnie jak wcześniej, dotyczy konwencjonalnych urządzeń ciśnieniowych [3]. strukturę i metodę (porady i wskazówki) w zakresie identyfikacji i klasyfikacji struktur, układów i komponentów (ssc) istotnych z punktu widzenia bezpieczeństwa na podstawie ich funkcji i znaczenia dla bezpieczeństwa opisano w wytycznych iaea safety standards series no. ssg-30 [4], które odwołują się z kolei do dokumentów iaea safety standards series no. ssr-2/1 (rev. 1) [5] oraz iaea safety standards series no. sgr part 4 (rev. 1) [6] zawierających opis wymagań. celem wytycznych iaea jest zapewnienie wysokiego poziomu bezpieczeństwa poprzez spełnienie odpowiednich wymogów jakościowych oraz niezawodności obiektów. zasady projektowania inżynieryjnego elementów ważnych dla bezpieczeństwa w elektrowni jądrowej muszą być określone i zgodne z odpowiednimi przepisami i normami krajowymi lub międzynarodowymi oraz stosować sprawdzone rozwiązania techniczne, z należytym uwzględnieniem ich przydatności do technologii jądrowej. przy opracowywaniu projektu, dostawca technologii jądrowej klasyfikuje poszczególne układy, struktury i komponenty (sscs) do odpowiedniej klasy bezpieczeństwa jądrowego. w tym miejscu należy nadmienić, że kody jądrowe asme lub rcc-m nie klasyfikują urządzeń i układów wg klas bezpieczeństwa jądrowego, lecz tylko formułują wymagania w ramach każdej z tych klas. wyjątek stanowi class 1, która zawsze obejmuje urządzenia i rurociągi układu chłodzenia rdzenia reaktora, w tym bezpośrednio reaktor jądrowy, wytwornice pary, stabilizator ciśnienia, główną pompę cyrkulacyjną układu chłodzenia, główne rurociągi itd. w polsce w rozporządzeniu ministra rozwoju z dnia 20 maja 2016 r. w sprawie warunków technicznych dozoru technicznego dla urządzeń technicznych lub urządzeń podlegających dozorowi technicznemu w elektrowni jądrowej (dz. u. z 2016 r. poz. 909) w § 4.1. wskazuje się, że „do urządzeń ej należących do odpowiedniej klasy bezpieczeństwa stosuje się wymagania techniczne określone w dokumentach odniesienia mających zastosowanie do tych urządzeń, o ile przepisy rozporządzenia nie stanowią inaczej”. z kolei wg § 4.2. stwierdza się, że „do urządzeń ej, dla których nie określono klasy bezpieczeństwa, stosuje się wymagania zawarte w normach technicznych właściwych dla danych urządzeń oraz w innych specyfikacjach technicznych dotyczących wymagań projektowych, o ile przepisy niniejszego rozporządzenia nie stanowią inaczej”. w związku z powyższym, podczas budowy pierwszej elektrowni jądrowej w polsce będą stosowane te przepisy, w oparciu o które opracowano jądrowe urządzenia i układy technologiczne zwycięzcy przetargu. wśród najbardziej prawdopodobnych uczestników przetargu wymienia się firmy: areva (eprtm), hitachi ge (abwr) oraz westinghouse (ap1000). a zatem wymagania w zakresie projektowania, wytwarzania i odbioru urządzeń, struktur i komponentów, w tym rurociągów i armatury, związanych z bezpieczeństwem jądrowym będą oparte o wymagania odpowiednich sekcji kodów afcen rcc-m oraz asme section iii, które zakładają podział na klasy bezpieczeństwa: class 1, 2 oraz 3. krótka charakterystyka  instalacji rurowych  w elektrowniach jądrowych w elektrowniach jądrowych rurociągi, komponenty rurowe i armatura mogą być wykonane z różnych materiałów, np. stale niestopowe, stale nierdzewne, stopy niklu, tytanu lub cyrkonu, a ich średnica mieścić się w zakresie od kilku milimetrów do nawet 2,4 m. równie szeroki jest także zakres funkcji, które układy rurociągowe pełnią. instalacje rurowe są m.in. nieodłączną częścią składową układów, zespołów lub systemów: – chłodzenia reaktora; – odprowadzania ciepła resztkowego; – kontroli chemicznej i ilości wody; – chłodzenia urządzeń wyspy jądrowej niezwiązanych z bezpieczeństwem; – chłodzenia i oczyszczania wody basenu zużytego paliwa; – wymiany ciepła w wytwornicach pary; – zraszania wnętrza obudowy bezpieczeństwa; – wody technicznej (lub morskiej); – demineralizacji wody; – pary świeżej; – skraplacza i innych urządzeń wyspy turbinowej; – powrotu schłodzonej wody; – powietrza; – zasilania azotem; – olejowych turbiny; – chłodzenia i zasilana w paliwo awaryjnych silników diesla; – filtrowentylacyjnych; – przeciwpożarowych – oraz wielu, wielu innych. w zależności od typu reaktora, jego mocy oraz dostawcy technologii jądrowej, łączna długość rurociągów może istotnie różnić się. z informacji prasowych oraz publikacji technicznych wynika, że w przypadku budowy jednego bloku o mocy od 1100 do 1600 mwe łączna długość rurociągów mieści się w zakresie od 70 do 150 km [7÷9]. w przypadku zaworów szacuje się z kolei, że w zależności od technologii jądrowej ich ilość może wynosić od 18 do 30 tysięcy. 19przegląd  spawalnictwa vol. 89 12/2017 rys. 1. układy reaktora epr, w których rurociągi odgrywają istotną role (źródło: areva) fig. 1. epr reactor systems in which pipelines play an important role (source: areva) rys. 2. schemat obiegu jądrowego reaktora ap1000 [13] fig. 2. ap1000 reactor coolant system [13] rury są stosowane nie tylko do budowy instalacji rurociągowych, lecz również stanowią istotna część takich urządzeń jak wymienniki ciepła i generatory pary. w zależności od konstrukcji wytwornicy pary łączna długość rurek mieści się w zakresie od 75 do 220 km, a do ich produkcji stosuje się różne gatunki stopów niklu, z których najczęściej stosowanym jest alloy 690 (uns n06690). średnica używanych w wytwornicach rurek waha się w zakresie od 14 do 25 mm, a grubość ścianki od 0,5 do 1,3 mm. przykładowo, wytwornica pary dostarczona z zakładu w chalon (francja) na elektrownie jądrową olkiluoto 3 (finlandia) zawiera 6000 rurek o łącznej długości 140 km [10]. rurki te są wykonane ze stopy niklu alloy 690 tt oraz cechują się średnicą 19,05 mm i grubością ścianki 1,09 mm. poniżej przedstawiono ogólną charakterystykę układów rurowych w elektrowniach jądrowych z reaktorami eprtm, ap1000 oraz abwr, z których jeden może zostać zainstalowany w polsce w zależności od wyników planowanego w najbliższym czasie przetargu. eprtm w zależności od miejsca budowy elektrowni z reaktorem eprtm oraz źródła danych, łączna długość rurociągów w przypadku pojedynczego bloku wynosi od 100 do 120 km [11], a ilość mocujących ich wsporników i zawieszeń (supports) kształtuje się na poziomie 35 tysięcy. większość orurowania jest zlokalizowana w wyspie jądrowej (rys. 1) i tylko od 5 do 10% dotyczy wyspy turbinowej. wspomniane 120 km rurociągów tworzą rury stalowe o średnicy od 10 do 400 mm, z których 60% stanowią rury ze stali nierdzewnych w gatunkach aisi 304l, 316l oraz 904l. w przypadku zaworów, łączna ich liczba wynosi 18000, w tym 14000 w części jądrowej i 4000 turbinowej [12]. układy bezpieczeństwa i peryferyjne w jądrowym systemie dostarczania pary (nsss – nuclear steam supply system) są tworzone przez około 60 km rurociągów, w tym 80% wykonuje się w oparciu o wymagania kodu rcc-m, a pozostałe 20% – wg norm europejskich i międzynarodowych typu en lub en iso [12]. z kolei w ramach układów peryferyjnych niezwiązanych z dostarczaniem pary, tylko 45% rurociągów, które ich tworzą, są wykonywane według wymagań kodu rcc-m, w tym 18% rurociągów class 2 oraz 27% rurociągów class 3. rury są wykonywane ze stali niestopowych w gatunkach a 106 gr b wg astm i p265gh wg en iso oraz austenitycznych stali nierdzewnych typu aisi 304l / 316l. zakres stosowanych średnic mieści się w przedziale od 10,3 do 863,60 mm (34”). abwr w przypadku reaktora abwr, łączna długość rurociągów w elektrowni jądrowej wynosi 150 km [9]. podczas ich wykonywania na placu budowy wykonuje się ok. 30000 złączy spawanych. wytworzona w reaktorze abwr para jest dostarczana bezpośrednio do turbiny (rys. 3) za pomocą czterech główny rurociągów ze stali węglowej o średnicy 28” (711,2 mm). wiele innych instalacji rurowych są wykonywane zarówno ze stali węglowych, jak i austenitycznych stali nierdzewnych ze względu na warunki pracy, a przede wszystkim oddziaływanie korozyjne. na przykład, w układzie odprowadzania ciepła resztkowego (rhr – residual heat remowal system) rurociągi wysokiego (high pressure primary piping) i niskiego ciśnienia (low pressure) obwodu pierwotnego (class 1 oraz class 2) są wykonane z rur bez szwu ze stali węglowej sa-333 gr 6 oraz ze szwem sa-672 gr c70. z kolei rurociągi basenu paliwowego class 3 (interface to fuel pool piping) tworzą rury ze stali nierdzewnej sa-376 type 316l, sa-312 type 316l, sa-358 type 316l. ap1000 firma westinghouse na swojej stronie internetowej [8] podaje, że jedna elektrownia jądrowa wymaga ułożenia 44 mil (~71 km) rurociągów. w obiegu pierwotnym (rys. 2) rurociąg wylotowy (outlet piping) ma średnice 31” (787,4 mm) i grubość ścianki 3,25” (82,55 mm), a powrotny (inlet piping) – 22” (558,8 mm) i ściankę 2,56” (65,02 mm). obydwa te rurociągi są wykonane z austenitycznej stali nierdzewnej sa-376 tp316ln. z kolei główny rurociąg dostarczania pary charakteryzuje się średnicą 38” (965,2 mm) i jest wykonany z rur bez szwu ze stali węglowej sa-335 gr p11. większość pozostałych rurociągów tworzących układy wyspy jądrowej do pełnienia różnych funkcji jest wykonywana ze stali sa-312 tp316n oraz w mniejszym stopniu ze stali sa-312 tp304l. z ww. stali nierdzewnych są także wykonywane odpowiednie zawory i pompy. steam generator steam generator pressurizer surge line cold leg pipe hot leg pipe integrated head package safety injection nozzle reactor vessel reactor coolant pumps main steam steam generator feed water nuclear reactor containment silencer safety injection system reactor coolant system pressurization system 20 przegląd  spawalnictwa vol. 89 12/2017 wnioski  elektrownia jądrowa jest szczególnym obiektem przemysłowym, co warunkuje, że zasady projektowania, wytwarzania i odbioru urządzeń, rurociągów i armatury istotnych z punktu widzenia bezpieczeństwa jądrowego są ujęte w specjalnych przepisach i normach. zarówno w kodzie afcen rcc-m, jak i asme section iii są przedstawione wymagania dotyczące armatury i rurociągów w trzech klasach bezpieczeństwa: class 1, 2 i 3, które są uzależnione od pełnionej przez nich funkcji i znaczenia dla bezpieczeństwa. w obydwu kodach podkreślono, że klasa komponentów jest określona w specyfikacji technicznej każdego konkretnego urządzenia lub układu, w związku z czym kody te nie definiują, które z poszczególnych urządzeń lub komponentów należą do class 1, 2 lub 3, lecz zawiera wymagania w zakresie projektowania, wytwarzania i kontroli urządzeń, komponentów i układów zaliczanych do tych klas. w oparciu o dostępne dane techniczne i dokumentacje projektową reaktorów eprtm, ap1000 oraz abwr można stwierdzić, że do wykonania wielu instalacji rurowych przewiduje się stosowanie rur i armatury ze stali węglowych powszechnie stosowanych w elektrowniach konwencjonalnych oraz z austenitycznych stali nierdzewnych typu aisi 304l lub 316l, które są często stosowane do wykonania rurociągów technologicznych także w zakładach chemicznych lub petrochemicznych oraz przemyśle spożywczym. z przetwarzaniem obydwu tych rodzajów stali (cięciem, gięciem, obróbką mechaniczną i spawaniem) krajowe firmy z branży metalowej powinny bez trudu sobie poradzić, jednak ich udział w budowie pierwszej elektrowni jądrowej w polsce będzie możliwy tylko pod warunkiem posiadania m.in. odpowiednich systemów zapewnienia jakości stosowanych w branży jądrowej, kwalifikowanych technologii spawalniczych oraz personelu spawalniczego i badań nieniszczących (ndt) o odpowiednich kwalifikacjach. artykuł powstał w ramach projektu współfinansowanego ze środków ministerstwa energii w ramach wdrażania energetyki jądrowej w polsce . rys. 3. schemat przebiegu niektórych rurociągów reaktora abwr [14] fig. 3. abwr major piping systems [14] literatura [1] asme boiler and pressure vessel code, section iii: rules for construction of nuclear facility components, american society of mechanical engineers, new york, 2015. [2] afcen rcc-m: design and construction rules for mechanical components of pwr nuclear islands, 2012 edition. [3] classification of systems, structures and components of a nuclear facility, guide yvl b.2, stuk, 15 november 2013. [4] safety classification of structures, systems and components in nuclear power plants, iaea safety standards series no. ssg-30, iaea, vienna, 2014. [5] safety of nuclear power plants: design, iaea safety standards series no. ssr-2/1 (rev. 1), iaea, vienna, 2016. [6] safety assessment for facilities and activities, iaea safety standards series no. gsr part 4 (rev. 1), iaea, vienna, 2016. [7] http://www.boccard.com/en/nuclear-island-auxiliary-systems [31.07.2017] [8] http://www.westinghousenuclear.com/why-nuclear/jobs [31.07.2017] [9] n. kajiyama, k. hamamura, k. murayama: hitachi’s involvement in nuclear power plant construction in japan, hitachi review, vol. 58, 2009, no. 2. [10] finland: olkiluoto 3 gradually taking shape, nuclear news letter, areva np customer information, november 2007. [11] j. mcintyre: hinkley point c…full steam ahead!, nuclear exchange, vol. 10, may 2013, pp. 31-34. [12] ph. malouines, g. bezdikian: from the safety approach of a nuclear power plant, to the manufacturing and welding of mechanical components in line with rcc-m code, seminarium: kody, normy i przepisy dotyczące projektowania, wytwarzania oraz systemów zarządzania jakością obowiązujących w przemyśle jądrowym, mg/is/udt, warszawa, 22-24.09.2015. [13] p. gaio: ap1000: the pwr revisited, iaea international conference on opportunities and challenges for water cooled reactors in the 21st century, 27 october 2009. [14] the abwr plant. general descripcion, ge energy, usa, december 2006. 201110_pspaw.pdf 34 przegląd spawalnictwa 10/2011 piotr białucki stefan kozerski wpływ warunków napawania obręczy kół zestawów kolejowych na właściwości warstw influence of the hoop wheels hard-facing conditions  on the weld metal properties dr inż. piotr białucki, dr inż. stefan kozerski – politechnika wrocławska. streszczenie określono wpływ wybranych warunków napawania obręczy kół wykonanych ze stali p60t, kolejowych zestawów kołowych na właściwości napoin. obręcze napawano łukiem krytym drutem spg4n wraz z topnikiem tast6. napoiny poddano badaniom metalograficznym makroi mikroskopowym oraz określono rozkład twardości na przekroju obręczy. uzyskane wyniki pozwalają stwierdzić, że przy zachowaniu ściśle określonych warunków technologicznych procesu możliwe jest napawanie obręczy ze stali p60t i uzyskanie dobrych właściwości mechanicznych. abstract the influence of selected conditions surfacing of hoop wheels made of steel p60t railway wheel sets on the properties of weld metal was investigated. submerged arc with the wire spg4n and flux tast6 to surfacing of the wheel hoops was applied. metallographic macroand microscopic investigations were carried out. the distribution of the hardness on the hoops sections were determined. the results obtained allow to conclude that, under strictly defined conditions of technological process, it is possible hard-facing of hoops made of steel p60t and achieve good mechanical properties. wstęp stosowanie na obręcze kolejowych zestawów kołowych stali p60t miało na celu zwiększenie czasu eksploatacji kół. zagadnienie ponownego profilowania zużytej obręczy jest podobne jak w przypadku obręczy z innych stali p54, p55 itp. i jest związane zwłaszcza z dużym ubytkiem obrzeża obręczy (rys. 1) [1÷5]. w skrajnych przypadkach zużycia możliwe jest jedynie dwukrotne reprofilowanie zarysu obręczy, jeśli nie stosuje się napawania. natomiast dzięki napawaniu możliwe jest nawet siedmiokrotne reprofilowanie zarysu obręczy. wydatnie zwiększyłoby to czas eksploatacji obręczy w zestawie i zmniejszyłoby liczbę kosztownych przeobręczowań. niezależnie od gatunku stali problem zużywania się obręczy będzie istniał zawsze. związane są z tym koszty, np. ponownego profilowania zarysu obręczy, wywiązywania kół z wózka, ponownego obręczowania itp. można próbować je obniżyć, stosując automatyczne napawanie łukowe. problemy pojawiające się przy napawaniu zwiększają się wraz ze wzrostem zawartości węgla w stali. w porównaniu ze stalą np. p55 zawartość węgla w stali p60t jest większa tylko ok. 0,05%, jednak przy ogólnie wysokiej zawartości węgla w stali wynoszącej ok. 0,60% problem spawalności staje się bardzo istotny. zwiększona zawartość węgla wpływa na wzrost hartowności stali (stal p60t jest przeznaczona do ulepszania cieplnego), co sprzyja występowaniu martenzytu w strefie wpływu ciepła i niebezpiecznemu wzrostowi twardości powyżej 350 hv. skurczowe połączenie obręczy z kołem bosym stwarza poważny problem wynikający z konieczności wstępnego podgrzania przed napawaniem. łatwo może wtedy dojść do obluzowania się obręczy, co eliminuje ją z możliwości regeneracji napawaniem, pozostaje wówczas tylko operacja ponownego przeobręczowania koła. 35przegląd spawalnictwa 10/2011 materiały użyte do badań w tablicy i zestawiono wyniki analizy chemicznej badanej obręczy z zawartością składników stopowych w stali p60t wg normy pn-84/h-84027/06. analizę wykonano na spektrometrze leco. miejsce wykonania analizy na obręczy pokazano na rysunku 2a. jak widać z tablicy i, analiza chemiczna wykazała dużą ilość węgla w stali, ale zawartości innych pierwiastków mieszczą się w granicach określonych normą. zawartość fosforu i siarki w stali jest niewielka, co jest bardzo korzystne z punktu widzenia spawalności stali, natomiast wysoka zawartość węgla, wynosząca ponad 0,60%, sprzyja pęknięciom na zimno, kwalifikuje materiał do grupy stali niespawalnych i podczas napawania może być przyczyną dużych trudności technologicznych. analiza składu chemicznego drutu użytego do badań wykazała zwiększoną zawartość krzemu w porównaniu z zawartością określoną w normie (tab. ii). próbkę drutu przygotowaną do analizy chemicznej pokazano na rysunku 2b. do osłony łuku podczas napawania obręczy użyto topionego topnika kwaśnego wysokomanganowego ta.st. 6 ma firmy ema brzezie. główne składniki stopowe topnika podano w tablicy iii. topnik ten wykazuje bardzo dobre właściwości jonizacyjne, a w procesie spawania wprowadza mangan i krzem do spoiny. według kwalifikacji mis jego oznaczenie jest zbliżone do f12 ay 97. bardzo dobrze nadaje się do napawania, jego dobra płynność żużla korzystnie wpływa na kształt napoiny, a po skrzepnięciu żużel łatwo daje się usunąć. topnik nadaje się do spawania prądem stałym lub przemiennym. do napawania zastosowano źródło prądu przemiennego. warunki napawania obręczy badane obręcze kół wykonane ze stali p60t napawano automatycznie łukiem krytym zasilanym źródłem prądu tep 800. do napawania zastosowano drut spg4n oraz topnik ta.st.6ma. napawanie przeprowadzono dla dwóch zestawów parametrów spawania celem uzyskania różnej głębokości wtopienia w materiał rodzimy obręczy i różnego udziału materiału stopiwa w napoinie. rys. 1. kwalifikacja zużytej obręczy do napawania fig. 1. wear wheel hoop qualifying for hard-facing tablica i. zawartość pierwiastków stopowych w obręczy ze stali p60t table i. alloying elements fraction in the p60t wheel hoop według zawartość pierwiastków, % c mn si p s cr ni cu mo v max pn-84/h-84027/06 0,57÷0,65 0,60÷0,90 0,15÷0,40 0,040 0,040 0,30 0,30 0,30 0,05 0,05 analizy chemicznej 0,64 0,76 0,27 0,011 0,008 0,14 0,07 0,16 0,02 0,01 tablica ii. zawartość składników stopowych w drucie spg4n table ii. alloying elements fraction in the spg4n wire według zawartość pierwiastków, % c mn si p s cr ni cu mo pn-77/m-69420 max. 0,10 1,60-2,00 0,08 0,03 0,03 0,20 0,60-1,00 – – analizy chemicznej 0,08 1,84 0,21 0,010 0,016 0,06 0,73 0,14 0,01 rys. 2. próbi przygotowane do analizy składu chemicznego na spektrometrze leco: a) z obręczy ze stali p60t, b) próbka drutu spg4n fig. 2. sample for chemical composition analysis with the use of leco spectrometer: a) p60t hoop wheel, b) spg4n wire tablica iii. skład chemiczny topnika ta.st. 6 ma table. iii. chemical composition of the ta.st. 6 ma flux gat. topnika zawartość składników, % sio2+tio2 al2o3+mno+cao caf2 ta.st.6 40 50 3 a) b) 36 przegląd spawalnictwa 10/2011 parametry napawania wg wskazań mierników na szafce sterującej automatu były następujące: dla pierwszej warstwy dla kolejnych warstw natężenie prądu spawania 370-400 a 420-450 a napięcie prądu 30 v 30 v energia liniowa napawania pierwszej warstwy wynosiła ok. 10,5 kj/cm, natomiast drugiej warstwy i następnych ok. 11,9 kj/cm. obręcze podgrzewano wstępnie do temperatury 260oc – bieżnia oraz 242oc – czoło. w ten sposób napoina na obręczy została ułożona na całej wysokości obrzeża po 8 obrotach zestawu kołowego. pozostałe obręcze napawano z natężeniem prądu niższym o ok. 20÷50 a, uzyskując cieńsze warstwy, a napawanie zostało przerwane po dziesięciu obrotach zestawu kołowego, przy czym napoina osiągała ok. 4/5 wysokości obrzeża obręczy. również temperatura podgrzewania wstępnego była inna i wynosiła 235oc dla bieżni oraz 216oc dla powierzchni czołowej. temperaturę kontrolowano pirometrami optycznymi w sposób ciągły i okresowo termoparą dotykową. układ zestawu kołowego podczas napawania przedstawiono na rysunku 3. na rysunku 4 pokazano budowę napoin na obręczy kół uzyskanych przy różnych parametrach napawania odpowiadających energiom liniowym 10,8 kj/cm (rys. 4a) i 12,3 kj/cm (rys. 4b). napoiny różnią się wyraźnie grubością poszczególnych ściegów, głębokością wtopienia oraz nieznacznie szerokością ściegów. z różnic we wielkości wtopienia wynika różny stopień wymieszania materiału spoiwa z materiałem obręczy. z napawanych obręczy pobrano próbki do badań metalograficznych, pomiarów twardości oraz analizy składu chemicznego rys. 3. układ zestawu kołowego podczas napawania fig. 3. wheel set during hard_facing rys. 4. zarysy napoin na badanych obręczach ze stali p60t napawanych łukiem krytym drutem spg4n z topnikiem tast6m: a) napoina z dziesięcioma ściegami, b) napoina z ośmioma ściegami fig. 4. the contours of weld metal on p60t steel wheel hoops submerged arc hard facing with spg4n wire and tast6m flux, a) padding welds with 10 beads, b) padding welds with 8 beads badania metalograficzne z napawanych obręczy wycięto próbki do badań metalograficznych. na rysunku 4 pokazano przykładowe przekroje napoin na dwóch obręczach. napoina pokazana na rysunku 4a składa się z dziesięciu cienkich warstw i nie wypełnia całego zarysu obrzeża obręczy, natomiast druga napoina, pokazana na rysunku 4b, została ułożona w ośmiu grubych warstwach i odtwarza pełny zarys obrzeża. na rys. 5 przedstawiono wygląd mikrostruktury materiału obręczy, a na rysunku 6 mikrostrukturę ostatniej warstwy napoiny ośmiowarstwowej. w materiale rodzimym obręczy występuje struktura perlityczna z ferrytem (rys. 5). widoczne są też pojedyncze drobne pory gazowe. typowa mikrostruktura napoiny, występująca w obu obręczach, ma budowę dendrytyczną i składa się głównie z ferrytu o różnym stopniu nasilenia struktury widmanstattena (rys. 7). w badanych próbkach nie stwierdzono obecności pęknięć. nie zaobserwowano też innych niezgodności materiałowych z wyjątkiem pojedynczych drobnych pęcherzy. w obu przypadkach napoin pomimo różnej liczby warstw, kształt poszczególnych ściegów oraz kształt wtopienia w materiał rodzimy oraz wtopienie międzywarstwowe są prawidłowe. łatwo można jednak zauważyć, że przy cieńszych warstwach mniejsze są obszary o strukturze dendrytycznej. na rysunku 8 pokazano strukturę napoiny i swc w materiale rodzimym w obręczy z dziesięciowarstwową napoiną. rys. 6. mikrostruktura ostatniej warstwy napoiny ośmiowarstwowej na materiale rodzimym obręczy ze stali p60t, trawiono nitalem, pow. 200x fig. 6. microstructure of the last layer of an eight-layer deposit on base metal of wheel hoop made of p60t steel. nital etching. magn. 200x rys. 5. mikrostruktura materiału rodzimego napawanej obręczy (stal p60t). trawiono nitalem pow. 400x fig. 5. microstructure of base metal of hard surfaced hoop wheel (p60t steel). nital etching. magn. 400x a) b) 37przegląd spawalnictwa 10/2011 analiza chemiczna napoin widoczne na rysunku 9 miejsca przyłożenia sondy podczas analizy chemicznej oznaczone cyframi 1’, 2’, 3 i 4 leżą w obszarze napoiny, pozostałą się znajduję w obszarze materiału obręczy. wyniki analizy chemicznej zamieszczono w tablicy iv. porównując zawartość składników w drucie (tabl. ii) i zawartość składników w napoinie, miejsca 1’, 2’, 3 i 4 (tab. v), można zauważyć, że występuje znaczne wymieszanie składników stopowych pochodzących z materiału drutu i materiału obręczy. przykładowo w napoinie znajduje się więcej węgla niż w drucie oraz mniej manganu i niklu. natomiast daje się zauważyć większą zawartość krzemu w napoinie zarówno w porównaniu z zawartością w drucie, jak i w obręczy, zatem źródłem dodatkowego krzemu może być topnik. zawartość pozostałych składników stopowych we wszystkich badanych materiałach odpowiada średniej i dolnej granicy określonej odpowiednią normą. pomiary twardości pomiary twardości wykonano wzdłuż linii przechodzących przez różne strefy obszaru napawania obejmującego niezmieniony strukturalnie materiał rodzimy obręczy, strefy wpływu ciepła napoiny oraz materiał napoiny w różnych warstwach. wyniki pomiarów przedstawiono na rysunkach 10 i 11. najwyższa twardość występuje w swc materiału rodzimego pod pierwszą i ostatnią warstwą. twardość pod pierwszą warstwą napoiny ośmiowarstwowej wynosi ok. 317 hv30 i jest zbliżona do twardości w napoinie dziesięciowarstwowej, która wynosi do 311 hv30. odpowiednie twardości swc pod ostatnią warstwą napoiny wynoszą 348 hv30 w napoinie ośmiowarstwowej oraz 350 hv30 w napoinie dziesięciowarstwowej. mimo stosunkowo wysokiej twardości nie stwierdzono w swc rys. 7. mikrostruktura ostatniej warstwy napoiny dziesięciowarstwowej. trawiono nitalem pow. 200x fig. 7. microstructure of the last layer of a ten-layer deposit. nital etching. magn. 200x rys. 8. mikrostruktura swc materiału rodzimego pod drugą warstwą napoiny dziesięciowarstwowej. trawiono nitalem, pow. 100x fig. 8. haz microstructure of the base metal under a second layer of a ten-layer deposit. nital etching. magn. 100x tablica iv. zawartość składników stopowych w napoinach i materiale obręczy table iv. the content of alloying elements in weld metal and wheel hoop material nr punktu pomiaru zawartość składników stopowych, % c mn si p s cr ni cu mo v max 1’ 0,33 1,51 0,43 0,018 0,015 0,08 0,41 0,17 0,01 0,01 2’ 0,19 1,39 0,45 0,020 0,020 0,08 0,19 0,22 0,01 0,00 3’ 0,64 0,75 0,26 0,010 0,006 0,13 0,06 0,15 0,02 0,01 4’ 0,65 0,74 0,26 0,011 0,007 0,13 0,06 0,15 0,02 0,01 7’ 0,64 0,76 0,25 0,010 0,006 0,14 0,06 0,15 0,02 0,01 3 0,29 1,49 0,41 0,017 0,013 0,09 0,40 0,18 0,01 0,00 4 0,48 1,02 0,76 0,053 0,039 0,05 0,44 0,18 0,01 0,02 1 0,64 0,73 0,27 0,011 0,007 0,13 0,07 0,15 0,02 0,01 2 0,64 0,73 0,28 0,011 0,007 0,13 0,06 0,15 0,02 0,01 rys. 9. obszary napawanych obręczy, w których wykonano analizę składu chemicznego: a) napoina z dziesięcioma ściegami, b) napoina z ośmioma ściegami fig. 9. areas of hard surfaced wheel hoop in which the chemical composition analysis was performed; a)weld metal with ten layers, b) weld metal with eight layers a) b) 38 przegląd spawalnictwa 10/2011 martenzytu. występuje tam przede wszystkim perlit lub perlit z niewielką ilością ferrytu. świadczy to o dobrze dobranych warunkach cieplnych procesu napawania. łatwo można zauważyć, że twardość warstw w napoinie dziesięciowarstwowej wynosząca 177÷268 hv30 jest wyraźnie niższa niż w napoinie ośmiowarstwowej (230÷298 hv30). ponadto w pierwszym przypadku twardość ostatniej warstwy wynosząca 193÷207 hv30 jest znacznie niższa niż odpowiednia twardość warstwy na rys. 10. rozkład twardości hv30 w napoinie dziesięciowarstwowej wykonanej łukiem krytym na obręczy ze stali p60t fig. 10. distribution of hardness hv30 in ten-layer weld metal performed with submerged arc on wheel hoop made of steel p60t rys. 11. rozkład twardości hv30 w napoinie ośmiowarstwowej wykonanej łukiem krytym na obręczy ze stali p60t fig. 11. distribution of hardness hv30 in an eight-layer weld metal performed with submerged arc on wheel hoop made of p60t steel wnioski na podstawie przeprowadzonych badań można stwierdzić, że obręcze kolejowych zestawów kołowych wykonane ze stali p60t można regenerować metodą napawania automatycznego łukiem krytym. widoczne różnice twardości w napoinach obu obręczy wynikają z różnego wymieszania stopiwa z materiałem podłoża, co zostało potwierdzono wynikami analizy chemicznej napoin i wynikami pomiarów twardości. każda układana warstwa napoiny oddziałuje cieplnie na warstwę poprzednią oraz jej strefę wpływu ciepła na głębokości ok. 2÷3 mm pod ściegiem. obręcze ze stali p60t przed napawaniem wymagają podgrzewania wstępnego do temperatury 240oc. temperatura ta musi być ściśle kontrolowana i przestrzegana w procesie napawania. obniżenie temperatury obręczy podczas napawania prowadzi do znacznego wzrostu twardości w swc zwłaszcza pod pierwszą i ostatnią warstwą. warunki napawania podczas całego procesu muszą być dokładnie kontrolowane. nawet niewielkie różnice w natężeniu prądu i temperaturze podgrzewania wstępnego obręczy mogą prowadzić do znacznych różnic twardości w spoinie oraz swc. naddatek napoiny na obróbkę skrawaniem powinien przewidywać usunięcie materiału toczeniem na grubości przynajmniej 2 mm, co pozwoli na zebranie niewyżarzonej pierwszej warstwy i strefy wpływu ciepła pod pierwszą warstwą. celowe byłoby rozważenie wygrzewania palnikiem napawanej obręczy (obrzeża) przez czas 1÷2 h po zakończeniu procesu napawania utrzymując temperaturę ok. 230÷240oc. zabieg ten ma na celu umożliwienie wydzielania się wodoru z swc oraz ze spoiny. dla wprowadzenia jak najmniejszej ilości wodoru należy również ściśle przestrzegać temperatury suszenia topnika. należy rozważyć możliwość zastosowania innych drutów pozwalających otrzymać warstwy o większej twardości i odporności na ścieranie. podwyższenie twardości warstw do takiej, jaką ma materiał obręczy, pozwoliłoby uzyskać zwiększenie odporności na zużycie ścierne napoiny zbliżone do odporności stali p60t. drugiej obręczy, która wynosi 251÷298 hv30. powodem tak wyraźnych różnic w twardości napoin jest inny stopień wymieszania materiału stopiwa z materiałem obręczy, wynikający z wybranych parametrów napawania. warstwy napoiny dziesięciowarstwowej układano z mniejszym wtopieniem, przez co w napoinie większy udział ma miękki materiał spoiwa, co wyraźnie można stwierdzić, porównując twardość napoin z twardością materiału rodzimego obręczy, która wynosiła 268÷275 hv30. 39przegląd spawalnictwa 10/2011 literatura [1] białucki p., kozerski s.: wpływ rodzaju topnika i drutu przy spawaniu łukiem krytym stali p55 na własności napoiny. przegląd spawalnictwa. 2002 r. 74, nr 8-10, s. 109-111. [2] białucki p., kozerski s.: możliwości napawania zestawów kołowych bez wywiązywania. spajanie metali i tworzyw w praktyce. 2005 nr 1, s. 19-23, 6 rys. [3] romaniszyn z.: wpływ konstrukcji kół normalnotorowych pojazdów szynowych na ich współdziałanie z torem. tts nr 6-7, s. 44-48, 1995. [4] krasowski a.: zwiększanie trwałości eksploatacyjnej obręczy zestawów kołowych metodą hartowania powierzchniowego obrzeża. tts nr 11-12, s. 36-40, 1995. [5] możliwości regeneracyjnego zmechanizowanego napawania obręczy kolejowych zestawów kołowych. komunikat zdisu w gliwicach, tts nr 11-12, s. 35, 1995. nowości wydawnicze spajanie węglików spiekanych ze stalą zbigniew mirski format: b5, miękka okładka liczba stron: 369 isbn 978-83-7493-609-5 oficyna wydawnicza politechniki wrocławskiej, wrocław 2011 na rynku wydawniczym ukazała się książka pt. „spajanie węglików spiekanych ze stalą”, której autorem jest prof. dr hab. inż. zbigniew mirski książka stanowi podsumowanie 30-letniego dorobku i doświadczeń autora w zakresie problematyki spajania węglików spiekanych ze stalą w aspekcie wytwarzania narzędzi. książka ma objętość 369 stron tekstu z 277 rysunkami i 59 tabelami, zawiera przedmowę, wykaz ważniejszych oznaczeń, wstęp, 18 rozdziałów, wykaz literatury obejmujący w sumie 404 aktualnych i klasycznych pozycji źródeł, z których w ponad 60 prof. dr hab. inż. zbigniew mirski jest autorem lub współautorem. wykaz literatury zawiera również wykaz norm, katalogi i strony www. książka dotyczy aktualnej i złożonej problematyki procesów spajania stali z węglikami spiekanymi. problematyka spajania materiałów o różnym składzie chemicznym i właściwościach jest we współczesnych źródłach stosunkowo słabiej opracowana i stanowi przedmiot aktualnego zainteresowania licznych ośrodków badawczych, między innymi w obszarze spajania stopów żelaza z węglikami spiekanymi. w książce autor charakteryzuje strukturę i właściwości węglików spiekanych, problemy doboru materiałów na korpusy narzędzi dla węglików spiekanych oraz metody spajania węglików spiekanych ze stalą: klejenia, lutowania, zgrzewania i spawania wraz z charakterystyką spoiw, podstaw fizycznych procesów elementarnych zachodzących podczas spajania, wpływu warunków i parametrów spajania na przebieg procesu, oraz analizą struktury i właściwości złączy. autor dokonał również porównania omawianych metod lutowania, scharakteryzował typowe dla lutowania twardego niezgodności, metody badań połączeń lutowanych i przykłady zastosowań przemysłowych zastosowań narzędzi z węglikami spiekanymi. książka stanowi atrakcyjny i wartościowy monograficzny materiał naukowy oparty w znacznym stopniu na pracach badawczych autora, ma również walory dydaktyczne. treści przedstawione w recenzowanej monografii mogą być jak najbardziej przydatne dla szerokiego kręgu konstruktorów, technologów i specjalistów z zakresu inżynierii materiałowej, inżynierii spawania a również dla specjalistów w zakresie konstruowania i wytwarzania. książka „spajanie węglików spiekanych ze stalą”, autorstwa prof. dr hab. inż. zbigniewa mirskiego stanowi atrakcyjny i wartościowy monograficzny materiał naukowy dotyczący charakterystyki technik spajania stali z węglikami spiekanymi i silnie akcentujący znaczenie i rolę praktycznych zastosowań tej techniki w spawalnictwie jerzy nowacki zachodniopomorski uniwersytet technologiczny w szczecinie